JP2007130661A - Multi-stage forward extrusion method - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、被加工部材の内部割れを防止することができる多段前方押出し加工方法に関するものである。 The present invention relates to a multistage forward extrusion method capable of preventing internal cracks in a workpiece.
リヤアクスルシャフト、ギヤシャフト、プロペラシャフト等の径が異なる部位を有する段付シャフトのような長尺部品は、多段押出し加工によって成形される。このような被加工部材には、通常、球状化焼きなましや低温焼きなまし等の軟化を目的とした熱処理が施される。この理由としては、段付シャフトの多くは、後工程において浸炭焼き入れや高周波焼き入れ等の表面処理が施されるため、焼き入れ性が高く、圧延のままの材料では、ベイナイトの析出による変形抵抗の増加や、変形能が低いなどの問題が発生するためである。 Long parts such as a stepped shaft having parts having different diameters such as a rear axle shaft, a gear shaft, and a propeller shaft are formed by multi-stage extrusion. Such a workpiece is usually subjected to heat treatment for the purpose of softening such as spheroidizing annealing or low-temperature annealing. The reason for this is that most of the stepped shafts are subjected to surface treatment such as carburizing quenching and induction quenching in the subsequent process, so that the hardenability is high, and the material as-rolled is deformed by precipitation of bainite. This is because problems such as increased resistance and low deformability occur.
ところで、低コスト化のためには、これらの軟化を目的とした熱処理の省略や簡略化が必要とされるが、従来実施されてきた多段前方押出しでは、変形能の不足により、シェブロンクラックと称される、中心部の内部割れが発生してしまうという問題が発生するため、熱処理の省略や簡略化の障害となっていた。 By the way, in order to reduce the cost, it is necessary to omit or simplify the heat treatment for the purpose of softening, but in the conventional multi-stage forward extrusion, it is called chevron crack due to lack of deformability. However, since the problem that the internal crack of the center part occurs occurs, it has been an obstacle to the omission and simplification of the heat treatment.
これに対し、特許文献１に記載の押出し加工方法が提案されている。この押出し加工方法では、加工硬化指数ｎ値が０．２以上となるように熱処理を行った被加工材を用いて減面率の大きい押出し加工が行われた後で、減面率の小さい押出し加工が行われる。また、特許文献２に記載の押出し加工方法も提案されている。この押出し加工方法では、C:0.20〜0.8wt%、Si:0.01 〜1.0wt%、Mn:0.3〜2.0wt%、Cr:0.05 〜1.0wt%、P:0.005 〜0.050wt%、S:0.005 〜0.050wt%を含有し、残部はFeおよび不可避的不純物の組成になる溶鋼が連続鋳造され、その際、鋳片軸心部におけるC 含有量の比C/C0が0.8 〜1.1 となる、成分濃化防止処理が施され、次いで押出し加工による軸部の成形と鍛造による頭部の成形とが施され、軸端に軸部よりも大径の頭部が一体成形される。
ところで、上記特許文献１に開示された押出し加工方法は、押出し加工に先立って被加工材料を熱処理によって予め軟化処理するものである。また、上記特許文献２に開示された押出し加工方法は、被加工材料の金属組成を工夫したものである。このため、特許文献１の技術は予め軟化させるための熱処理工程が増加するために製造コストの低減化に困難性があった。また、特許文献２の技術では、特別な金属組成を有する被加工材料に限定されるために製造コストの低減化に困難性があった。
By the way, the extrusion method disclosed in
本発明は以上の事情を背景として為されたものであり、その目的とするところは、押出し加工時に内部割れを発生させずしかも製造コストを低減化できる多段押出し加工方法を提供することにある。 The present invention has been made against the background described above, and an object of the present invention is to provide a multi-stage extrusion method that does not cause internal cracks during extrusion and can reduce manufacturing costs.
本発明者は以上の事情を背景として種々研究を重ねた結果、押出し加工時の減面率（面積減少率）Rd（単位：％）および押出金型のダイアングル（絞り角度）α（単位：度）との間の二次元の領域において、一定の鋼種および押出し加工の回数下では、シェブロンクラック（中心部の内部割れ）が発生し難い領域が局部的に存在し、その領域内で多段押出し加工を行うと、予め軟化させるための熱処理や、特別な金属組成を有する被加工材料を用いなくても、内部割れのない前方押出し加工が可能となるということを、有限要素解析およびその実証試験によって見出した。本発明は、このような知見に基づいて為されたものである。 The present inventor has conducted various researches against the background described above, and as a result, the area reduction rate (area reduction rate) Rd (unit:%) during extrusion and the die angle (drawing angle) α (unit :) of the extrusion mold. In a two-dimensional region between two degrees, a region where chevron cracks (inner cracks in the center) are unlikely to occur locally exists under a certain steel grade and the number of extrusion processes. Finite element analysis and its verification test that when processing is performed, it becomes possible to perform forward extrusion without internal cracks without using heat treatment for softening in advance or work materials with a special metal composition. Found by. The present invention has been made based on such knowledge.
すなわち、請求項１に係る発明の要旨とするところは、マンガン当量Mneqが1.9 以下の材料の焼きならし材、あるいは熱間圧延材相当の材料を、３段の前方押出し加工によって成形を行うに際して、押出金型のダイアングルをα、押出し時の減面率をRdとしたとき、α≦0.22×Rd＋8.9 、或いはRd≦17.5を満たす金型を用いることを特徴とする。
That is, the gist of the invention according to
また、請求項２に係る発明の要旨とするところは、マンガン当量Mneqが1.9 以下の材料の焼きならし材、あるいは熱間圧延材相当の材料を、４段の前方押出し加工によって成形を行うに際して、押出金型のダイアングルをα、押出し時の減面率をRdとしたとき、α≦0.375 ×Rd＋3.125 、或いはα≦12.5、或いはRd≦12.5を満たす金型を用いることを特徴とする。
Further, the gist of the invention according to
また、請求項３に係る発明の要旨とするところは、マンガン当量Mneqが1.9 以下の材料の焼きならし材、あるいは熱間圧延材相当の材料を、５段の前方押出し加工によって成形を行うに際して、押出金型のダイアングルをα、押出し時の減面率をRdとしたとき、α≦0.5 ×Rd−2.5 、或いはα≦8.8 、或いはRd≦7.5 を満たす金型を用いることを特徴とする。
Further, the gist of the invention according to
また、請求項４に係る発明の要旨とするところは、マンガン当量Mneqが1.9 以下の材料の焼きならし材、あるいは熱間圧延材相当の材料を、６段の前方押出し加工によって成形を行うに際して、押出金型のダイアングルをα、押出し時の減面率をRdとしたとき、α≦0.6 ×Rd−7 、或いはα≦6.2 を満たす金型を用いることを特徴とする。
The gist of the invention according to
また、請求項５に係る発明の要旨とするところは、マンガン当量Mneqが1.9 を超える材料の焼きならし材、あるいは熱間圧延材相当の材料を、３段の前方押出し加工によって成形を行うに際して、押出金型のダイアングルをα、押出し時の減面率をRdとしたとき、α≦0.22×Rd＋8.9 、或いはRd≦17.5を満たす金型を用いることを特徴とする。
Further, the gist of the invention according to
また、請求項６に係る発明の要旨とするところは、マンガン当量Mneqが1.9 を超える材料の焼きならし材、あるいは熱間圧延材相当の材料を、４段の前方押出し加工によって成形を行うに際して、押出金型のダイアングルをα、押出し時の減面率をRdとしたとき、α≦0.44×Rd、或いはα≦8.8 、或いはRd≦12.5を満たす金型を用いることを特徴とする。
Further, the gist of the invention according to
また、請求項７に係る発明の要旨とするところは、マンガン当量Mneqが1.9 を超える材料の焼きならし材、あるいは熱間圧延材相当の材料を、５段の前方押出し加工によって成形を行うに際して、押出金型のダイアングルをα、押出し時の減面率をRdとしたとき、α≦0.5 ×Rd−2.5 、或いはα≦8.8 を満たす金型を用いることを特徴とする。
Further, the gist of the invention according to
また、請求項８に係る発明の要旨とするところは、マンガン当量Mneqが1.9 を超える材料の焼きならし材、あるいは熱間圧延材相当の材料を、６段の前方押出し加工によって成形を行うに際して、押出金型のダイアングルをα、押出し時の減面率をRdとしたとき、α≦0.38×Rd＋1 を満たす金型を用いることを特徴とする。
The gist of the invention according to
請求項１乃至８に係る発明の多段前方押出し加工方法によれば、それぞれの鋼種およびその押出し加工の段数（回数）毎にシェブロンクラック（中心部の内部割れ）が発生し難い予め設定された領域内となる、押出金型のダイアングルαおよび押出し時の減面率をRdが用いられて、前方押出し加工が行われる。このとき、そのようなシェブロンクラックが発生し難い予め設定された領域内となる押出金型のダイアングルαおよび押出し時の減面率をRdが用いられた押出し加工が行われると、予め軟化させるための熱処理を簡略化或いは省略しても、また、特別な金属組成を有する被加工材料を用いなくても、内部割れのない多段前方押出し加工が可能となる。
According to the multistage forward extrusion method of the invention according to any one of
ここで、上記多段前方押出し加工において、所定の断面積A0からそれよりも小さな断面積A へ所定の減面率Rd[ ＝(A0-A)/A0 ] で絞る金型内部の中心線を通る断面において、断面積A0の部分の内径から断面積A の部分の内径へ変化するテーパ状の内壁面が設けられており、その内壁面の中心線に対する絞り角度がダイアングルαである。このような金型内を前方押出加工により鋼材が通過させられるとき、断面積が減少する分だけ鋼材の流速が増加させられるが、断面積A の部分では内周部に比較して外周部ほど流速が上昇し、その流速差に基づいて内周部に中心線方向の引張応力が発生させられて内部割れが発生する。これが、前記シェブロンクラックである。 Here, in the multi-stage forward extrusion process, it passes through the center line inside the mold that is squeezed at a predetermined area reduction ratio Rd [= (A0−A) / A0] from a predetermined cross-sectional area A0 to a smaller cross-sectional area A. In the cross section, there is provided a tapered inner wall surface that changes from the inner diameter of the cross-sectional area A0 portion to the inner diameter of the cross-sectional area A portion, and the aperture angle with respect to the center line of the inner wall surface is the die angle α. When steel is passed through such a mold by forward extrusion, the flow velocity of the steel is increased by the amount that the cross-sectional area is reduced. The flow velocity rises, and a tensile stress in the center line direction is generated in the inner peripheral portion based on the flow velocity difference, thereby generating an internal crack. This is the chevron crack.
前記焼きならし材は、結晶の細粒化や内部ひずみ低減により変形抵抗を小さくするための熱処理、たとえば鋼では、所定の加熱処理によりオーステナイト化したのち空気中で放冷した材料であり、低炭素鋼(C≦0.5%) 或いは低合金鋼( 添加元素が5%以下) が好適に用いられる。その低合金鋼としては、Cr、Ni、CuないしMnを含むものでもよいが、それに替えて或いは加えてMo、V 、Taないし微量のB 、Nbを含むものでもよい。低廉性、低変形抵抗、強化等の改良目的のために添加元素やその添加量は、種々の変更が加えられる。JIS 規格で定められた、S40C、SCR420、SCM420、SNCM415C、SCRB420 、SCR420+Nb がその低合金鋼の一例である。一般に、焼きならし状態でベイナイトが生じるFe-C系の炭素鋼では、焼きならし状態がシェブロンクラックが発生する臨界条件を低下させることから、本明細書では、それらの鋼種の焼入れ性を示す指数であるマンガン当量Mneqがを用いて、上記焼きならし鋼材の種類を特定している。マンガン当量Mneqが1.9 を境にして、それ以下ではフェライト＋パーライト組織であるが、それを超えるとフェライト＋パーライト＋ベイナイト組織が生じる。上記マンガン当量Mneqは、鋼材に含有された元素の焼入れ性効果をマンガン量Mneqに換算して示す値であり、たとえば次式(1) により表される。 The normalizing material is a heat treatment for reducing deformation resistance by reducing crystal grain size or reducing internal strain, such as steel, which is a material that has been austenitized by a predetermined heat treatment and then allowed to cool in air. Carbon steel (C ≦ 0.5%) or low alloy steel (additive element is 5% or less) is preferably used. The low alloy steel may contain Cr, Ni, Cu or Mn, but may alternatively contain Mo, V, Ta or trace amounts of B and Nb. For the purpose of improvement such as low cost, low deformation resistance, and strengthening, various changes are added to the additive element and the amount thereof. S40C, SCR420, SCM420, SNCM415C, SCRB420, and SCR420 + Nb defined by JIS standards are examples of the low alloy steel. In general, in Fe-C based carbon steels where bainite is generated in the normal state, the normal state reduces the critical conditions for generating chevron cracks, so in this specification, the hardenability of these steel types is shown. The index of manganese equivalent Mneq is used to identify the type of normalized steel. When the manganese equivalent Mneq is 1.9, the ferrite + pearlite structure is formed below the manganese equivalent, but when the manganese equivalent Mneq is below that, the ferrite + pearlite + bainite structure is formed. The manganese equivalent Mneq is a value indicating the hardenability effect of the element contained in the steel material in terms of the manganese amount Mneq, and is represented by the following formula (1), for example.
Mneq＝Mn＋Cr＋Cu＋Ni/2＋Mo＋10(Nb-0.02) ＋XB ・・・(1)
但し、有効B 添加の場合はXB＝1 である。
Mneq = Mn + Cr + Cu + Ni / 2 + Mo + 10 (Nb-0.02) + XB (1)
However, XB = 1 when effective B is added.
以下、本発明の一実施例の多段前方押出し加工方法を図を用いて説明する。図１は、その多段前方押出し加工方法を実施するための前方押出し加工装置１０の要部を示す概略図である。図１において、前方押出し加工装置１０は、油圧シリンダなどの液圧駆動装置１２と、その液圧駆動装置１２により軸心Ｃ方向に駆動されるラム１４と、そのラム１４により押圧された金属材料Ｍを所定の径の材料に縮径加工すなわち絞り加工する前方押出加工用の金型１６とを備えている。
Hereinafter, a multistage forward extrusion method according to an embodiment of the present invention will be described with reference to the drawings. FIG. 1 is a schematic view showing a main part of a
上記金型１６は、ボルスタ２０上固定された補強リング１８内に挿入された状態で固定された円筒型部１６ａおよび絞り型部１６ｂから構成されている。円筒型部１６ａは、入口径ｄｉｎを有する入口側内周面Ｃｉｎにより形成された貫通穴を備え、絞り型部１６ｂは、出口径ｄｏｕｔを有する出口側内周面Ｃｏｕｔと、入口径ｄｉｎから出口径ｄｏｕｔまで連続的に変化する径を有するテーパ状内周面Ｔとにより形成された貫通穴を備えている。
The
焼きならし鋼である金属材料Ｍは、当初は円筒型部１６ａ内に位置しているが、適当な潤滑条件下で冷間状態でラム１４により押圧されると、金属材料Ｍはたとえば250kg/mm2 程度の圧力で塑性変形を受け、図１の中心線C の左側に示す形状から右側に示す形状に押し出される。この押出加工は、必要に応じて多段階で実行される。この多段階の押出加工は、順次小径となる金型が設定された複数台の前方押出し加工装置を順次用いてもよいし、複数段の絞り形状を備えた金型を備えた１台の前方押出し加工装置を用いてもよい。このような押出加工により、たとえばリヤアクスルシャフト、ギヤシャフト、プロペラシャフト等の素材部品となる段付軸のような二次加工部品が得られる。このとき、中心部に比較して表層部の断面積の変化が大きく、表層部の移動距離( x２−x０) 或いは流速は中心部の移動距離( x１−x０) 或いは流速よりも大きいことから、表層部および中心部における距離差( x２−x１) が発生し、それにより中心部内に引張応力が発生する。
The metal material M, which is a normalized steel, is initially located in the
以上のようにして構成された前方押出し加工装置１０を用いて、以下に示す多段前方押出し加工方法が実施される。すなわち、(a) マンガン当量Mneqが1.9 以下(Mneq ≦1.9)の焼きならし材を用いた３段の押出加工の場合には、ダイアングルαと減面率Rdとの間に、α≦0.22×Rd＋8.9 、或いはRd≦17.5を満たす金型１６を用いて、前方押出し成形を行う。(b) マンガン当量Mneqが1.9 以下(Mneq ≦1.9)の焼きならし材を用いた４段の押出加工の場合には、ダイアングルαと減面率Rdとの間に、α≦0.375 ×Rd＋3.125 、α≦12.5、或いはRd≦12.5を満たす金型１６を用いて、前方押出し成形を行う。(c) マンガン当量Mneqが1.9 以下(Mneq ≦1.9)の焼きならし材を用いた５段の押出加工の場合には、ダイアングルαと減面率Rdとの間に、α≦0.5 ×Rd-2.5、α≦8.8 、或いはRd≦7.5 を満たす金型１６を用いて、前方押出し成形を行う。(d) マンガン当量Mneqが1.9 以下(Mneq ≦1.9)の焼きならし材を用いた６段の押出加工の場合には、ダイアングルαと減面率Rdとの間に、α≦0.6 ×Rd-7、或いはα≦6.2 を満たす金型１６を用いて、前方押出し成形を行う。(e) マンガン当量Mneqが1.9 を上回る(Mneq ＞1.9)の焼きならし材を用いた３段の押出加工の場合には、ダイアングルαと減面率Rdとの間に、α≦0.22×Rd＋8.9 、或いはRd≦17.5を満たす金型１６を用いて、前方押出し成形を行う。(f) マンガン当量Mneqが1.9 を上回る(Mneq ＞1.9)の焼きならし材を用いた４段の押出加工の場合には、ダイアングルαと減面率Rdとの間に、α≦0.44×Rd、或いはα≦8.8 、或いはRd≦12.5を満たす金型１６を用いて、前方押出し成形を行う。(g) マンガン当量Mneqが1.9 を上回る(Mneq ＞1.9)の焼きならし材を用いた５段の押出加工の場合には、ダイアングルαと減面率Rdとの間に、α≦0.5 ×Rd-2.5、或いは、α≦8.8 を満たす金型１６を用いて、前方押出し成形を行う。(h) マンガン当量Mneqが1.9 を上回る(Mneq ＞1.9)の焼きならし材を用いた６段の押出加工の場合には、ダイアングルαと減面率Rdとの間に、α≦0.38×Rd＋1 を満たす金型１６を用いて、前方押出し成形を行う。
The following multistage forward extrusion method is carried out using the
以下、上記の焼きならし材の種類および押出し段数毎に異なる多段各前方押出し成形方法の根拠となる実験例を説明する。シェブロンクラックは、押出し加工時に金属材料の流れ( メタルフロー) の流量が大きい表層部とメタルフローの小さい中心部との間の流量差すなわち移動距離差が起因する引張応力がメタルフロー差が中心部に発生し、その引張応力が臨界値に到達することによって発生する矢尻状のクラックである。図１に示すように、押出し時において、上記表層部と中心部との間の流量差が大きいほどその表層部および中心部にける初期位置x０からの移動距離差( x２−x１) が大きくなってその移動距離差( x２−x１) は絞り型のダイアングルαおよび減面率Rdによって決まると考えられることから、予め有限要素法によりダイアングルαおよび減面率Rd毎に発生する内部引張応力を算出し、材料のマンガン当量Mneq、押出し段数、ダイアングルα、および減面率Rd毎に求めた破壊臨界値 CＢに到達したか否かに基づいて内部割れの発生を判定し、その判定結果に基づいて、図４および図５に示す後述の実験条件を設定したものである。 Hereinafter, an experimental example serving as a basis for the multi-stage forward extrusion molding method that differs depending on the type of the normalizing material and the number of extrusion stages will be described. Chevron cracks are caused by the difference in the flow rate between the surface layer where the flow rate of the metal material (metal flow) is large and the center portion where the metal flow is small during the extrusion process. It is an arrowhead-shaped crack that occurs when the tensile stress reaches a critical value. As shown in FIG. 1, at the time of extrusion, the movement distance difference from the initial position x 0 which takes as its surface portion and the central portion is large the flow rate difference between the surface portion and the central portion (x 2 -x 1) And the movement distance difference (x 2 −x 1 ) is considered to be determined by the aperture type die angle α and the area reduction rate Rd. Therefore, for each die angle α and area reduction rate Rd in advance by the finite element method, calculating the internal tensile stress occurs, manganese equivalent Mneq materials, extrusion stages, the occurrence of internal cracks based on whether the host vehicle has reached the die angle alpha, and fracture critical value C B obtained in reduction of area per Rd Based on the determination result, experimental conditions described later shown in FIGS. 4 and 5 are set.
式(2) は、本実験のために、多段連続押出（鍛造）時の予測精度を改善した改良Cockroft値( 破壊臨界値) CＢを示している。式(2) においてαＣは青熱脆性補正係数であって、αＣ＝f(T)である。εは対数歪み( 真歪) である。σｅｑは相当応力( 全応力成分の平均的応力) である。σＩｍａｘは最大主応力( 破壊を支配する引張側に作用する最大剪断応力) である。 Equation (2) shows an improved Cockroft value (failure critical value) C B that improves the prediction accuracy at the time of multi-stage continuous extrusion (forging) for this experiment. In equation (2), α C is a blue brittleness correction coefficient, and α C = f (T). ε is a logarithmic strain (true strain). σ eq is equivalent stress (average stress of all stress components). σ Imax is the maximum principal stress (maximum shear stress acting on the tensile side that governs fracture).
CＢ ＝∫( αＣ×σＩｍａｘ/ σｅｑ)dε・・・(2) C B = ∫ (α C × σ Imax / σ eq ) dε (2)
なお、上記破壊臨界値 CＢは、端面を拘束した圧縮試験である限界圧縮試験によっても求められる。通常、丸棒状の試験片を4 分割して中心側部位から所定形状の試験片を削り出し、一対の挟圧部材の端面間で長手方向に挟圧する際、当初長さh０と挟圧により割れ( 破壊) が発生する直前の値h とを求め、それらから限界圧縮率ＲＰＬ(%)[＝(h０−h)/h０×100]を算出し、たとえば図２に示す限界圧縮率ＲＰＬと破壊臨界値 CＢとの間の予め記憶された関係から、上記算出された限界圧縮率ＲＰＬに基づいて破壊臨界値 CＢが算出される。図２において、ＥＮ材は低温圧延材材であり、ＥＮ＋ＬＡ材は低温圧延材材に７００℃程度の簡易な低温焼きなまし（ローアニーリング）を施した材料であり、ＩＡ材は焼きなまし材（アイソサーマルアニーリングを施した材料）である。 The critical fracture value C B is also determined by a limit compression test that is a compression test with the end face constrained. Normally, when a round bar-shaped test piece is divided into four parts, a test piece of a predetermined shape is cut out from the center side portion, and is clamped in the longitudinal direction between the end faces of a pair of clamping members, the initial length h 0 and the clamping pressure The value h immediately before the occurrence of cracking (fracture) is obtained, and the critical compression ratio R PL (%) [= (h 0 −h) / h 0 × 100] is calculated from them, for example, the critical compression shown in FIG. from a pre-stored relationship between the ratio R PL and fracture critical value C B, fracture critical value C B is calculated based on the critical compression ratio R PL which is the calculated. In FIG. 2, the EN material is a low-temperature rolled material, the EN + LA material is a material obtained by subjecting the low-temperature rolled material to simple low-temperature annealing (low annealing) at about 700 ° C., and the IA material is an annealed material (isothermal annealing). Material).
図４に挙げられた鋼種のうち、マンガン当量Mneqが1.9 以下の鋼種としてS40CおよびSCR420を代表させ、マンガン当量Mneqが1.9 を上回る鋼種としてSCM420およびSNCM415 を代表させ、それらの焼きならし鋼から成る金属材料（試料）Ｍについて、図３に示す前方押出し加工装置３０における金型３２を構成する絞り型Ｄ１乃至Ｄ６の個数すなわち押出段数および絞り型Ｄ１乃至Ｄ６のダイアングルαと減面率Rdとを図５のNo.1乃至No.34に示すように組み合わせた押出条件( ダイアングルαおよび減面率Rd) 下で、冷間で前方押出し加工を行い、金型３２内の各段毎の金属材料を半割りし、内部割れ（シェブロンクラック）の有無を目視検査した。
Among the steel types listed in FIG. 4, S40C and SCR420 are represented as steel types having a manganese equivalent Mneq of 1.9 or less, and SCM420 and SNCM415 are represented as steel types having a manganese equivalent Mneq exceeding 1.9. For the metal material (sample) M, the number of drawing dies D 1 to D 6 constituting the
上記前方押出し加工装置３０において、油圧シリンダなどの液圧駆動装置３４と、その液圧駆動装置３４により軸心Ｃ方向に駆動されるラム３６と、そのラム３６により押圧された金属材料Ｍを所定の径の材料に縮径加工すなわち絞り加工する前方押出加工用の金型３２とを備えている。金型３２は、取り付けフランジ３８に固定された有底円筒状の型保持部材４０と、その型保持部材４０内において固定された、１個の円筒型４２と、それに続いて同心で厚み方向に重ねられた６枚の絞り型（シュリンクリング）Ｄ１乃至Ｄ６とを順に備え、６段の押出加工を可能としている。各絞り型Ｄ１乃至Ｄ６は、同心位置に配置されて厚み方向に貫通する絞り穴４４ａ乃至４４ｆをそれぞれ備えている。それら各絞り穴４４ａ乃至４４ｆは、所定の入口径ｄｉｎを有する円筒状の入口側内周面Ｃｉｎと、その入口径ｄｉｎよりも小さい出口径ｄｏｕｔを有する円筒状の出口側内周面Ｃｏｕｔと、それら入口側内周面Ｃｉｎと出口側内周面Ｃｏｕｔとの間に設けられたテーパ状内周面Ｔとをそれぞれ備えている。このテーパ状内周面Ｔの母線の延長線Ｂと軸心Ｃとの成す角がダイアングルαとして定義される。このダイアングルαは、軸心Ｃを通る断面において、軸心を中心とする円筒面と上記母線の延長線Ｂとの成す角と同じである。
In the
上記の各絞り型Ｄ１乃至Ｄ６における減面率Rdは、上記入口側内周面Ｃｉｎの断面積をA0（＝π×ｄｉｎ ２）とし、上記出口側内周面Ｃｏｕｔの断面積A（＝π×ｄｏｕｔ ２ ）とすると、(A0-A)/A0 で表される。 The area reduction ratio Rd in each of the drawing dies D 1 to D 6 is such that the cross-sectional area of the inlet-side inner peripheral surface C in is A0 (= π × d in 2 ), and the outlet-side inner peripheral surface C out is cut off. If the area is A (= π × d out 2 ), it is represented by (A0−A) / A0.
上記の各絞り型Ｄ１乃至Ｄ６において、押される金属材料Ｍの上流側に位置する絞り型Ｄｎの出口径ｄｏｕｔｎは、その下流側に隣接する絞り型Ｄｎ＋１の入口径ｄｉｎｎ＋１と同じ径に設定されている。たとえば絞り型Ｄ１の出口径ｄｏｕｔ１はその下流側に隣接する絞り型Ｄ２の入口径ｄｉｎ２と同じ径に設定されている。上記絞り型Ｄ１乃至Ｄ６におけるテーパ状内周面Ｔのラム３６側の側端間の間隔Ｅは同じ寸法たとえば４０ｍｍ程度に設定され、絞り型Ｄ１のテーパ状内周面Ｔのラム３６側の側端と型保持部材４０のラム３６側の側端との間隔Ｅ０は上記間隔Ｅの４倍たとえば１６０ｍｍ程度に設定されている。
In each of the drawing dies D 1 to D 6 , the outlet diameter d outn of the drawing die D n located on the upstream side of the metal material M to be pushed is equal to the inlet diameter d inn + 1 of the drawing die D n + 1 adjacent to the downstream side thereof. The same diameter is set. For example diameter d out1 out of drawing die D 1 is set to the same diameter as the inlet diameter d in2 of drawing die D 2 adjacent to the downstream side. The distance E between the side ends on the
上記金型３２においては、各絞り型Ｄ１乃至Ｄ６の全部が必ずしも用いられる必要はなく、必要とする段数に応じてそれら絞り型Ｄ１乃至Ｄ６から選択されたものが装着される。この選択にあたっては、絞り型Ｄ１乃至Ｄ６のうちの相互に隣接したものが用いられる。
In the
次に、以上のように構成された前方押出し加工装置３０を用い、マンガン当量Mneqが1.9 以下のS40CおよびSCR420の焼きならし鋼とマンガン当量Mneqが1.9 を上回るSCM420およびSNCM415 の焼きならし鋼とからなるそれぞれの金属材料Ｍについて、図５に示すようなダイアングルαと減面率Rdとを有する絞り型Ｄの組み合わせ毎に、押出し加工を行い、押し出し加工された金属材料Ｍの内部割れの有無を評価し、図６乃至図１３にその評価結果を素材および段数毎に示した。なお、図５において、「／」の左側にある数値はダイアングルαをを示し、「／」の右側にある数値は減面率Rdを示し、「←」印はその左側位置に示すダイアングルαおよび減面率Rdと同じ値であることを示し、「−」印は押出加工不能であったことを示している。
Next, using the forward
図６乃至図９は、マンガン当量Mneqが1.9 以下の焼きならし鋼たとえばS40C、SCR420について図５のNo.1 乃至No.30に示す段数、絞り型Ｄ１乃至Ｄ６のダイアングルαと減面率Rdの組み合わせについて押出加工を行ったときの評価結果を示し、図１０乃至図１３は、マンガン当量Mneqが1.9 を上まわる焼きならし鋼たとえばSCM420、SNCM415 について図５のNo.1 乃至No.30に示す段数、絞り型Ｄ１乃至Ｄ６のダイアングルαと減面率Rdの組み合わせについて押出加工を行ったときの評価結果を示している。図６乃至図１３において、○印は内部割れの発生がなかった評価結果を示し、×印は内部割れの発生が存在した評価結果を示している。図６乃至図１３に示す減面率Rdを示す横軸とダイアングルαを示す縦軸との直交二次元座標において、内部割れの発生領域と内部割れの発生しない領域との境界線が１点鎖線で示されるとともに、境界線を表す函数が示されている。 FIGS. 6 to 9 show the number of stages shown in No. 1 to No. 30 of FIG. 5 for the normalized steels with manganese equivalent Mneq of 1.9 or less, such as S40C and SCR420, the die angle α of the drawing dies D 1 to D 6 and the reduction. FIG. 10 to FIG. 13 show the evaluation results when the extrusion processing is performed for the combination of the area ratio Rd, and FIGS. 10 to 13 show the normalized steels having manganese equivalent Mneq exceeding 1.9, for example, SCM420 and SNCM415. The evaluation results when extrusion processing is performed on the combination of the number of stages shown in .30, the die angle α of the drawing dies D 1 to D 6 and the area reduction rate Rd are shown. In FIG. 6 thru | or FIG. 13, the (circle) mark has shown the evaluation result in which the generation | occurrence | production of the internal crack did not occur, and the x mark has shown the evaluation result in which the generation | occurrence | production of the internal crack existed. In the orthogonal two-dimensional coordinates of the horizontal axis indicating the area reduction ratio Rd and the vertical axis indicating the die angle α shown in FIGS. 6 to 13, there is one boundary line between the internal crack generation region and the internal crack generation region. A function that represents a boundary line is shown along with a chain line.
すなわち、(a) マンガン当量Mneqが1.9 以下のS40C、SCR420の焼きならし鋼についての３段押出の評価結果を示す図６においては、押出金型のダイアングルαと押出し時の減面率Rdとの間に、α≦0.22×Rd＋8.9 、或いはRd≦17.5を満たす領域内において、内部割れのない良好な多段前方押出加工が得られる。(b) マンガン当量Mneqが1.9 以下のS40C、SCR420の焼きならし鋼についての４段押出の評価結果を示す図７においては、押出金型のダイアングルαと押出し時の減面率Rdとの間に、α≦0.375 ×Rd＋3.125 、α≦12.5、或いはRd≦12.5を満たす領域内において、内部割れのない良好な多段前方押出加工が得られる。(c) マンガン当量Mneqが1.9 以下のS40C、SCR420の焼きならし鋼についての５段押出の評価結果を示す図８においては、押出金型のダイアングルαと押出し時の減面率Rdとの間に、α≦0.5 ×Rd-2.5、α≦8.8 、或いはRd≦7.5 を満たす領域内において、内部割れのない良好な多段前方押出加工が得られる。(d) マンガン当量Mneqが1.9 以下のS40C、SCR420の焼きならし鋼についての６段押出の評価結果を示す図９においては、押出金型のダイアングルαと押出し時の減面率Rdとの間に、α≦0.6 ×Rd-7、或いはα≦6.2 を満たす領域において、内部割れのない良好な多段前方押出加工が得られる。(e) マンガン当量Mneqが1.9 を上回るSCM420、SNCM415 の焼きならし鋼を用いた３段押出の評価結果を示す図１０においては、押出金型のダイアングルαと押出し時の減面率Rdとの間に、α≦0.22×Rd＋8.9 、或いはRd≦17.5を満たす領域において、内部割れのない良好な多段前方押出加工が得られる。(f) マンガン当量Mneqが1.9 を上回るSCM420、SNCM415 の焼きならし鋼を用いた４段押出の評価結果を示す図１１においては、押出金型のダイアングルαと押出し時の減面率Rdとの間に、α≦0.44×Rd、α≦8.8 、或いはRd≦12.5を満たす領域において、内部割れのない良好な多段前方押出加工が得られる。(g) マンガン当量Mneqが1.9 を上回るSCM420、SNCM415 の焼きならし鋼を用いた５段押出の評価結果を示す図１２においては、押出金型のダイアングルαと押出し時の減面率Rdとの間に、α≦0.5 ×Rd-2.5、或いは、α≦8.8 を満たす領域において、内部割れのない良好な多段前方押出加工が得られる。(h) マンガン当量Mneqが1.9 を上回るSCM420、SNCM415 の焼きならし鋼を用いた６段押出の評価結果を示す図１３においては、押出金型のダイアングルαと押出し時の減面率Rdとの間に、α≦0.38×Rd＋1 を満たす領域において、内部割れのない良好な多段前方押出加工が得られる。 That is, (a) In FIG. 6 which shows the evaluation result of the three-stage extrusion for the normalized steel of S40C and SCR420 having a manganese equivalent Mneq of 1.9 or less, the die angle α of the extrusion die and the area reduction ratio Rd during extrusion are shown. In the range satisfying α ≦ 0.22 × Rd + 8.9 or Rd ≦ 17.5, good multistage forward extrusion without internal cracks can be obtained. (b) In FIG. 7 showing the evaluation results of the four-stage extrusion for S40C and SCR420 normalized steels having a manganese equivalent Mneq of 1.9 or less, the die angle α of the extrusion die and the area reduction rate Rd during extrusion In the meantime, in a region satisfying α ≦ 0.375 × Rd + 3.125, α ≦ 12.5, or Rd ≦ 12.5, good multistage forward extrusion without internal cracks can be obtained. (c) In FIG. 8 which shows the evaluation results of five-stage extrusion for S40C and SCR420 normalized steels having a manganese equivalent Mneq of 1.9 or less, the die angle α of the extrusion die and the area reduction ratio Rd during extrusion In the meantime, in a region satisfying α ≦ 0.5 × Rd−2.5, α ≦ 8.8 or Rd ≦ 7.5, good multistage forward extrusion without internal cracks can be obtained. (d) In FIG. 9 showing the evaluation results of the six-stage extrusion for S40C and SCR420 normalized steels having a manganese equivalent Mneq of 1.9 or less, the die angle α of the extrusion die and the area reduction ratio Rd during extrusion In the meantime, in a region satisfying α ≦ 0.6 × Rd-7 or α ≦ 6.2, good multistage forward extrusion without internal cracks can be obtained. (e) In FIG. 10 showing the evaluation results of three-stage extrusion using normalized steels of SCM420 and SNCM415 with manganese equivalent Mneq exceeding 1.9, the die angle α of the extrusion die and the area reduction ratio Rd during extrusion are In the meantime, in the region satisfying α ≦ 0.22 × Rd + 8.9 or Rd ≦ 17.5, a good multistage forward extrusion process without internal cracks can be obtained. (f) In FIG. 11 showing the evaluation results of four-stage extrusion using normalized steels of SCM420 and SNCM415 with manganese equivalent Mneq exceeding 1.9, the die angle α of the extrusion die and the area reduction ratio Rd during extrusion are In the meantime, in the region satisfying α ≦ 0.44 × Rd, α ≦ 8.8, or Rd ≦ 12.5, good multistage forward extrusion without internal cracks can be obtained. (g) In FIG. 12 showing the evaluation results of five-stage extrusion using normalized steels of SCM420 and SNCM415 with manganese equivalent Mneq exceeding 1.9, the die angle α of the extrusion die and the area reduction ratio Rd during extrusion are In the meantime, in the region satisfying α ≦ 0.5 × Rd−2.5 or α ≦ 8.8, good multistage forward extrusion without internal cracks can be obtained. (h) In FIG. 13 showing the evaluation results of the six-stage extrusion using normalized steels of SCM420 and SNCM415 with manganese equivalent Mneq exceeding 1.9, the die angle α of the extrusion die and the area reduction ratio Rd during extrusion are In the meantime, in the region satisfying α ≦ 0.38 × Rd + 1, good multistage forward extrusion without internal cracks can be obtained.
図１４は、マンガン当量Mneqが1.9 以下のS40C、SCR420の焼きならし鋼について、図５のNo.31乃至No.34に示すように組み合わせた押出条件下で５段押出を行った評価結果を示している。このNo.31乃至No.34に示す押出条件では、５段押出時における図８の内部割れが生じない領域内において、ダイアングルαおよび減面率Rdが各段のいずれかにおいて異なるように設定されている。図１４の評価結果によれば、いずれの押出条件下でも内部割れのない良好な結果が得られていることから、多段押出加工においては、前記図６乃至図１３のうちの押出段数が対応する図の内部割れが生じない領域内であれば、ダイアングルαおよび減面率Rdを変化させても内部割れの結果に影響しないことが示されている。 FIG. 14 shows the evaluation results of five-stage extrusion under the combined extrusion conditions as shown in No. 31 to No. 34 of FIG. 5 for S40C and SCR420 normalized steels having a manganese equivalent Mneq of 1.9 or less. Show. In the extrusion conditions shown in No. 31 to No. 34, the die angle α and the area reduction rate Rd are set to be different in each of the stages in the region where the internal crack in FIG. Has been. According to the evaluation results in FIG. 14, good results with no internal cracks are obtained under any extrusion conditions, and therefore the number of extrusion stages in FIGS. 6 to 13 corresponds to the multistage extrusion process. It is shown that if the die angle α and the area reduction rate Rd are changed, the result of the internal crack is not affected as long as it is within the region where the internal crack does not occur.
なお、上記の実施例では、マンガン当量Mneqが1.9 以下の鋼種の代表としてS40CおよびSCR420の焼きならし鋼が、マンガン当量Mneqが1.9 を上回る鋼種の代表としてSCM420およびSNCM415 の焼きならし鋼がそれぞれ前方押出し加工される金属材料Ｍとして用いられていたが、マンガン当量Mneqはそれらの鋼種の焼入れ性を示す指数であって、焼きならし状態がシェブロンクラックが発生する臨界条件を低下させることから、マンガン当量Mneqが1.9 以下のものであれば他の鋼種であっても上記S40CおよびSCR420と同様の効果が得られ、マンガン当量Mneqが1.9 を上回るものであれば他の鋼種であっても上記SCM420およびSNCM415 と同様の効果が得られる。鋼種の焼入れ性は上記マンガン当量Mneqが1.9 を境として相違するからである。 In the above examples, S40C and SCR420 normalized steels are representative of steel types with manganese equivalent Mneq of 1.9 or less, and SCM420 and SNCM415 normalized steels are representative of steel types with manganese equivalent Mneq of over 1.9. Although it was used as the metal material M to be forward extruded, the manganese equivalent Mneq is an index indicating the hardenability of those steel types, and the normalization state lowers the critical condition for generating chevron cracks. If the manganese equivalent Mneq is 1.9 or less, the same effect as the above S40C and SCR420 can be obtained even with other steel types, and if the manganese equivalent Mneq exceeds 1.9, the above SCM420 And the same effect as SNCM415 is obtained. This is because the hardenability of the steel types is different at the above manganese equivalent Mneq of 1.9.
また、上記の実施例では、金属材料Ｍが、金属の再結晶温度以下の温度域の塑性変形となる冷間で前方押出し加工に際して、焼きならし材が用いられていたが、熱間圧延によってその焼きならし材と同様の性質を獲得した熱間圧延材相当のものが用いられてもよい。 Further, in the above embodiment, the normalizing material is used in the forward extrusion process in which the metal material M is cold and becomes plastic deformation in a temperature range below the recrystallization temperature of the metal. A material equivalent to a hot rolled material that has acquired the same properties as the normalizing material may be used.
上述のように、本実施例の多段前方押出し加工方法によれば、(a) マンガン当量Mneqが1.9 以下の材料の焼きならし材あるいは熱間圧延材相当の材料を３段の前方押出し加工によって成形を行う場合には、α≦0.22×Rd＋8.9 、或いはRd≦17.5を満たす金型が用いられ、(b) マンガン当量Mneqが1.9 以下の材料の焼きならし材あるいは熱間圧延材相当の材料を４段の前方押出し加工によって成形を行う場合には、α≦0.375 ×Rd＋3.125 、或いはα≦12.5、或いはRd≦12.5を満たす金型が用いられ、(c) マンガン当量Mneqが1.9 以下の材料の焼きならし材あるいは熱間圧延材相当の材料を５段の前方押出し加工によって成形を行う場合には、α≦0.5 ×Rd−2.5 、或いはα≦8.8 、或いはRd≦7.5 を満たす金型が用いられ、(d) マンガン当量Mneqが1.9 以下の材料の焼きならし材あるいは熱間圧延材相当の材料を６段の前方押出し加工によって成形を行う場合には、α≦0.6 ×Rd−7 、或いはα≦6.2 を満たす金型が用いられ、(e) マンガン当量Mneqが1.9 を超える材料の焼きならし材あるいは熱間圧延材相当の材料を３段の前方押出し加工によって成形を行う場合には、α≦0.22×Rd＋8.9 、或いはRd≦17.5を満たす金型が用いられ、(f)マンガン当量Mneqが1.9 を超える材料の焼きならし材あるいは熱間圧延材相当の材料を４段の前方押出し加工によって成形を行う場合には、α≦0.44×Rd、或いはα≦8.8 、或いはRd≦12.5を満たす金型が用いられ、(g) マンガン当量Mneqが1.9 を超える材料の焼きならし材あるいは熱間圧延材相当の材料を５段の前方押出し加工によって成形を行う場合には、α≦0.5 ×Rd−2.5 、或いはα≦8.8 を満たす金型が用いられ、(h)マンガン当量Mneqが1.9 を超える材料の焼きならし材あるいは熱間圧延材相当の材料を６段の前方押出し加工によって成形を行う場合には、α≦0.38×Rd＋1 を満たす金型が用いられる。このことから、本実施例の多段前方押出し加工方法によれば、それぞれの材料の種類（鋼種）およびその押出し加工の段数（回数）毎にシェブロンクラック（中心部の内部割れ）が発生し難い予め設定された領域内となる、押出金型のダイアングルαおよび押出し時の減面率をRdが用いられて、前方押出し加工が行われるので、そのようなシェブロンクラックが発生し難い予め設定された領域内となる押出金型のダイアングルαおよび押出し時の減面率をRdが用いられた押出し加工が行われることにより、予め軟化させるための熱処理を簡略化或いは省略しても、また、特別な金属組成を有する被加工材料を用いなくても、内部割れのない前方押出し加工が可能となる。 As described above, according to the multi-stage forward extrusion method of this example, (a) a material equivalent to a manganese equivalent Mneq of 1.9 or less or a material equivalent to a hot-rolled material is obtained by three-stage forward extrusion. When forming, a mold satisfying α ≦ 0.22 × Rd + 8.9 or Rd ≦ 17.5 is used, and (b) a material equivalent to a normalizing material or a hot-rolled material having a manganese equivalent Mneq of 1.9 or less. When forming the material by four-stage forward extrusion, a mold satisfying α ≦ 0.375 × Rd + 3.125, or α ≦ 12.5, or Rd ≦ 12.5 is used. (C) Manganese equivalent Mneq is 1.9 or less When forming a material equivalent to a normalizing material or hot-rolled material of this material by five-stage forward extrusion, gold satisfying α ≦ 0.5 × Rd−2.5, or α ≦ 8.8, or Rd ≦ 7.5 A mold is used, and (d) a normalizing material of a material having a manganese equivalent Mneq of 1.9 or less, or When forming a material equivalent to a hot rolled material by six-stage forward extrusion, a mold satisfying α ≦ 0.6 × Rd−7 or α ≦ 6.2 is used, and (e) a manganese equivalent Mneq is 1.9. When molding a material equivalent to a normalizing material or hot-rolled material exceeding 3 mm by three-stage forward extrusion, a mold satisfying α ≦ 0.22 × Rd + 8.9 or Rd ≦ 17.5 is used. (F) When a material equivalent to a normalizing material or a hot rolled material having a manganese equivalent Mneq exceeding 1.9 is formed by four-stage forward extrusion, α ≦ 0.44 × Rd, or α ≦ 8.8. Or a mold satisfying Rd ≦ 12.5 is used, and (g) when a material equivalent to a manganese equivalent Mneq exceeding 1.9 or a material equivalent to a hot rolled material is formed by five-stage forward extrusion. A mold satisfying α ≦ 0.5 × Rd−2.5 or α ≦ 8.8 is used. In the case where a material equivalent to a gun equivalent Mneq exceeding 1.9 or a material equivalent to a hot-rolled material is formed by six-stage forward extrusion, a mold satisfying α ≦ 0.38 × Rd + 1 is used. From this, according to the multistage forward extrusion method of the present embodiment, chevron cracks (internal cracks in the center) are unlikely to occur for each material type (steel type) and the number of extrusion stages (number of times). Because the die angle α of the extrusion die that falls within the set area and the area reduction rate during extrusion is used for Rd, forward extrusion is performed, so that such chevron cracks are not likely to occur. By performing extrusion processing using Rd for the die angle α of the extrusion mold in the region and the area reduction rate during extrusion, it is possible to simplify or omit the heat treatment for softening in advance, Even without using a work material having a simple metal composition, forward extrusion without internal cracks is possible.
以上、本発明を詳細に説明したが、上述したのはあくまでも一実施形態であり、本発明は当業者の知識に基づいて種々の変更、改良を加えた態様で実施することができる。 Although the present invention has been described in detail above, the above description is merely an embodiment, and the present invention can be implemented in various modifications and improvements based on the knowledge of those skilled in the art.
１０：前方押出し加工装置
１６：金型
Ｍ：金属材料
10: Forward extrusion processing device 16: Mold M: Metal material
Claims (8)
When forming a normalizing material with a manganese equivalent Mneq exceeding 1.9 or a material equivalent to hot rolled material by six-stage forward extrusion, the die angle of the extrusion die is α, and the surface area is reduced during extrusion. A multistage forward extrusion method characterized by using a mold satisfying α ≦ 0.38 × Rd + 1 when the rate is Rd.
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