mμ ,tnemecalpsid6543210 laidaRCircumferential deformation 01234203.75Dry20 min / 2 h20，6004.050.1，0.2，0.3Cold-µ = 0.3Cold-µ = 0.2Cold-µ = 0.1Warm-µ = 0.3Warm-µ = 0.2Warm-µ = 0.10.51.5３．急激な潤滑状態の変化のリアルタイム検出・予測り，ダイス面での過大な表面積拡大率により，20 spmにおいては試験片の潤滑膜切れが生じたと考えられる．また，高温下での成形により潤滑膜が軟化し強度が低下した可能性も考えられる．ただし，工具のコーティング膜により，焼付き・凝着は生じなかった．図５試験後の試験片表面チタン合金(Ti-6Al-4V) 製ボルトは温間多段鍛造によって製造されるが，チタンは難加工材であるため，多段鍛造第1工程の前方押出し時に焼付きが生じやすく，その後の成形が困難になるという問題がある．近年，センサーを用いた成形中の金型の異常検知や荷重負荷のモニタリングが注目されている．例えば，金らはボルト型ピエゾセンサーを鍛造用金型に実装することで，潤滑条件の評価や金型の異常検知の可能性を示している１）．そこで，本研究では押出し型鍛造を模擬した摩擦試験にボルト型ピエゾセンサー４）を実装し，摩擦係数とセンサーの出力波形を比較して，チタン合金鍛造におけるトライボ特性の評価を行った．3・1実験の概要図６は，中村らが提案した前方軸-後方缶押出し型(RC型) 摩擦試験を参考に開発した，本研究のためのRC型試験の概念図を示す２）．ダイインサートとダイケースは締まり嵌めされている．テーパーダイス面−素材間の摩擦係数µが大きいほど，前方押出し量Sfは小さく後方押出し量HUは大きくなる．有限要素解析ソフトウェアSimufact Formingを用いて，µを変更してストロークSPとHUに関する校正線図を作成した．その後，試験後の試験片寸法から真のSfを求め，校正線図にプロットし，内挿法を用いてµを同定した．図７は，ダイケース外周の円周方向変位を測定するためのリング型治具の概要を示す４）．この治具により，成形時に生じるダイスへの内圧による周方向変形を締結のためのボルト型ピエゾセンサーの軸方向変形に変換してセンシングする．表２は，実験条件を示す．試験片には大気酸化を行い，表面の酸化膜を厚くした．その時間toxidを変更させて，膜厚の異なる試験片を用意した．3・2ダイケース半径方向変位の解析有限要素解析ソフトウェアSimufact Formingを用いて，治具取付け位置のリングの半径方向変位について解析を行った．表３は解析条件を，図８は解析結果を示す．図８より，試験片温度が高いと半径方向変位の傾きが増加するストロークが小さくなることがわかる．同様に，µが大きいと傾きの増加が生じるストロークが小さくなることがわかる．形が進むにつれ半径方向変位が大きくなること，すなわち，この傾き増加のタイミングの違いにより，ダイス内部での摩擦係数の同定を試みた．図６チタン合金の前方軸−後方缶押出し型摩擦試験法表２リアルタイム検出のための実験条件600図８工具変形−ストローク関係の解析結果図７リング型治具の概要表３工具弾性変形の解析条件1spm20spmBlank Temperature , °CPunch stroke, mmPunch speed, mm/sLubricantAtmospheric oxidation treatment duration toxidBlank temperature,℃Punch stroke, mmPunch speed, mm/sFriction coefficient μ3002.5Stroke, mm3.5− 166 −
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