]N[ZYXZYX ③④ zF]N[zF55 切断性能の向上には至らなかった．しかしながら，回転 長さは条件Iに比べて長くなっている．これは，前述のとおり，条件IIがバリ発生方向（+Y方向）にしゅう動作用が作用しているためと考える．これに対し，条件Iはバリ発生方向と対向する方向に流動を発生させながら， , ,222200011000重荷重荷ff■■■バニシング加工後■図■■■刃先の断面形状と■■■画像■バリ根元部を破断させることで，バリの残存が少ない良好な縁部が得られたと考える． ■・■■回転バニシ加工が鋭利刃形状に及ぼす影響■ff実験■■■■■本節では，鋭利刃形状を模した傾斜面を有する工作物の刃先近傍に対して回転バニシ加工を適用した場合の表層の材料流動が刃先形状に及ぼす影響について評価した．図11(a)，(b)に刃先の断面形状および拡大SEM画像を示す．図11(a)，(b)より，未加工状態の刃先形状は25°程度であったのに対して，回転バニシ加工を施した刃先形状は21°程度であり，4°程度鋭利な刃先形状となった．一方で，刃先先端部には，-Z方向へのダレ（図中③）が生じている．また，先端部付近の材料流動により過剰に薄肉化された領域（図中④）が創成されていると考えられ，本領域をバリとして適切に除去することが求められる． ■・■■鋭利刃の切断性能評価試験ff実験 ■■試験刃として，未処理刃および前節の実験Bにより得られた回転バニシ加工による処理刃で切断性能の評価試験を実施した．評価試験により得られた切断荷重曲線を図12(a)，(b)に示す．本試験は試験回数N = 3で実施した．図12(a)，(b)より，未処理刃を用いた場合の切断荷重は0.9 N程度であったのに対して，処理刃の切断荷重は1.7 N程度であった．また，その切断に至るまでのストロークは，処理刃のほうが長くなった．これらの結果から，切断に至る時点の荷重ならびにストロークより，処理刃の切断性能は未処理刃より劣ると考えられる．これは，試験に用いた処理刃は，図11(a)，(b)に示すように，刃先先端においてダレやバリが生じており，これが切断性能に影響したものと考える．回転バニシ加工による処理刃の ff■■■加工前■図■ ■切断評価試験における荷重－ストローク線図■バニシ加工により，刃先表面の平滑化，バリ除去，刃先角の鋭利化の効果はそれぞれに確認できたことから，今後，両面加工やバリ除去プロセスを一連のプロセスとして構成させることで，良好な切断性能の発現が期待できると考えている．また，本研究で提案した切断性能評価試験は，極先端付近の刃先形状の違いを切断荷重とストロークの違いとして定量的に評価することができており，切断性能評価試験として適切な評価が可能であると考える． ５．まとめ 工具回転型バニシング加工をステンレス鋼の薄板材縁部に適用した場合の縁部形状を評価した．次に，切断性能の評価を目的とした試験機を開発し，工具回転型バニシング加工で処理した試験刃を用いて，切断性能を定量的に評価した．得られた結果を以下にまとめる．なお，本助成金では，この他にも回転バニシ加工を薄板材の曲げ加工に応用した解析的，実験的な取り組みなどを検討した．これらの成果については，紙面の都合上，本報告書では割愛しているが，継続的に研究成果の社会還元に努める． (1) しゅう動作用が+X方向の場合，加工痕の凸形状が-Y方向側が高くなり，バリ発生方向に対向する-Y方向の材料流動が促進されたのに対して，しゅう動作用が+Y方向の場合，指向性のない低い凸形状が連続し，バリ発生方向に対して材料流動が作用した． − 91 −200 mm200 mm(2) 回転バニシ加工により縁部バリは引き延ばされて薄肉化し，しゅう動方向が+X方向よりも+Y方向の場合に，バリの引き延ばしがより顕著に生じた． (3) 同一面に対して回転バニシ加工の面加工回数を1回から5回に増やすことで縁部バリの除去に成功し，良好な縁部形状の創成に成功した． N= 1N= 2N= 3N= 1N= 2N= 32 mm2 mm11ff■■■加工前■ff■■■バニシング加工後■1010 25 °500 mm21 °500 mm前加工面前加工面ストロークストローク
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