JP2012000624A - Molding die - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、成形型に関するものであり、詳しくは温間鍛造もしくは熱間鍛造用型の冷却と寿命向上に関するものである。 The present invention relates to a forming die, and more particularly, to cooling of a warm forging or hot forging die and improvement of life.
温間鍛造や熱間鍛造では型の温度上昇による寿命低下や熱膨張による精度低下を防止するため型の冷却をしている。冷却方法は型内部に通路を形成し、通路内に冷却流体を循環させ、外部に設けた冷却装置により冷却流体の熱を除去するものである。
また、金型内部にヒートパイプなどの熱伝達柱を多数埋め込み金型を冷却する従来技術(特許文献1参照)がある。
In warm forging and hot forging, the mold is cooled in order to prevent a decrease in life due to a rise in mold temperature and a decrease in accuracy due to thermal expansion. In the cooling method, a passage is formed inside a mold, a cooling fluid is circulated in the passage, and heat of the cooling fluid is removed by a cooling device provided outside.
In addition, there is a conventional technique (see Patent Document 1) in which a large number of heat transfer columns such as heat pipes are embedded in the mold to cool the mold.
小型の雄型の成形型の場合、内部に冷却用の流路やヒートパイプのような中空構造を設けると型の肉厚が薄くなり成形に伴う加工圧に対する強度が不足する恐れがある。そのため、図5に示すように冷却流路54を備えた雌型53は充分に冷却されるが、雄型の成形型51の冷却部52は工作物Wの成型部から離れた位置に配置されるので成形型51の冷却性が低かった。
本発明は上記事情に鑑みてなされたものであり、冷却性が良く強度低下のない雄型の鍛造型を安価に提供することを目的とする。
In the case of a small male mold, if a cooling channel or a hollow structure such as a heat pipe is provided inside, the thickness of the mold becomes thin, and the strength against the processing pressure associated with molding may be insufficient. Therefore, as shown in FIG. 5, the
The present invention has been made in view of the above circumstances, and an object of the present invention is to provide a male forging die having good cooling performance and no strength reduction at low cost.
上記の課題を解決するため、請求項1に係る発明の特徴は、工作物を成型する雄型の成形型において、前記成形型の外周部を構成する外周部材と前記成形型の内部を構成する内部部材を別部材とし、前記外周部材の熱伝導より前記内部部材の熱伝導性を高くし、前記外周部材と前記内部部材の接触部の所定熱伝達部における、前記外周部材の表面粗さと前記内部部材の表面粗さを所定値以下とし、前記所定熱伝達部の見掛けの面積に対する前記所定熱伝達部の真実接触面の面積の比率である接触比率を所定値以上とし、前記内部部材の前記所定熱伝達部と反対の端部に冷却部を設けたことである。
In order to solve the above-mentioned problem, the invention according to
請求項2に係る発明の特徴は、請求項1に係る発明において、前記所定熱伝達部を少なくも連続して並ぶ交差点群で囲まれた閉曲面とし、
前記交差点群を、前記工作物の成型時に前記工作物が接触する前記成形型の表面部位の外縁部と前記外周部材と前記内部部材の接触面を最短で結ぶ直線が、前記接触面に交差する点とすることである。
The invention according to
In the intersection group, a straight line connecting the outer edge portion of the surface portion of the mold, which is in contact with the workpiece when the workpiece is molded, and the contact surface of the outer peripheral member and the inner member intersects the contact surface. It is to make a point.
請求項3に係る発明の特徴は、請求項1または請求項2に係る発明において、前記冷却部と前記所定熱伝達部の距離をL(m)とし、前記外周部材の熱伝導率をλ1(W・m−1・k−1)とし、前記内部部材の熱伝導率をλ2(W・m−1・k−1)とし、空気の熱伝導率をλ0(W・m−1・k−1)とし、前記所定熱伝達部の前記外周部材の表面粗さをδ1(μmRz)とし、前記所定熱伝達部の前記内部部材の表面粗さをδ2(μmRz)とし、前記接触比率をηとしたとき、
170000・η/((δ1+23)/λ1+(δ2+23)/λ2)+1000000・λ0/(δ1+δ2)>λ1・λ2/(L・(λ2−λ1))が成り立つことである。
A feature of the invention according to claim 3 is that, in the invention according to
170000 · η / ((δ 1 +23) / λ 1 + (δ 2 +23) / λ 2 ) + 1000000 · λ 0 / (δ 1 + δ 2 )> λ 1 · λ 2 / (L · (λ 2 −λ 1 )).
請求項4に係る発明の特徴は、請求項1ないし請求項3のいずれか1項に係る発明において、前記内部部材の線膨張率を前記外周部材の線膨張率より大きくし、
所定温度において、前記外周部材が前記内部部材の熱膨張による膨張力を受けることである。
A feature of the invention according to claim 4 is that, in the invention according to any one of
The outer peripheral member receives an expansion force due to thermal expansion of the inner member at a predetermined temperature.
請求項5に係る発明の特徴は、請求項4に係る発明において、前記所定温度が前記工作物を成型する時の雄型の成形型の温度であることである。
A feature of the invention according to
請求項1ないし請求項3に係る発明によれば、内部部材の熱伝導が大きいので外部部材単独で製作した成形型より冷却性がよく成形型の温度を低くできるので、より高温の素材を成型でき成形性がよくなる、また成形型の寿命が長くなる。
According to the inventions according to
請求項4、請求項5に係る発明によれば、成型時に成形型の外部部材に加わる圧縮力を内部部材の膨張力により外部部材に加わる引張力が相殺するため、外部部材に加わる最大圧縮力を低減できる。このため、成型圧力を高くでき生産性がよくなる。
According to the inventions according to
以下、本発明の実施の形態を図1〜図3に基づき説明する。
図1に示すように、成形型1は外周部材2の内部に内部部材3を配置した2層構造で、内部部材3は押しねじ4により外周部材2に押付けられ接触固定されている。工作物が成型時に接触するA部と反対の内部部材3の端部に液室5を設け、液室5に冷却媒体を供給する供給流路6と、液室5から冷却媒体を排出する排出流路7を備えている。
外周部材2の材料は工具鋼で、内部部材3の材料は高熱伝導体(銅やアルミニウムまたはそれらの合金が好適)である。
Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to FIGS.
As shown in FIG. 1, the
The material of the outer
工作物Wの成型作動について図2に基づき説明する。
金型1は固定具8により供給流路6と排出流路7が座板9の流路91、92に連通されるように座板9に固定される。座板9は駆動軸10により上下に往復可動に支持されている。成形型1に対向した下部に雌型11が固定されて配置される。
工作物Wの成型は、所定の温度に保持された工作物Wの素材を雌型11内に挿入し、成形型1を所定の位置まで下降させることで成型する。成型された工作物Wは図示しない取り出し装置で雌型11から取り出される。
The molding operation of the workpiece W will be described with reference to FIG.
The
The workpiece W is molded by inserting the material of the workpiece W maintained at a predetermined temperature into the
上記の2層構造の熱の伝達性について図3の模式図で原理を説明する。
外周部材21の熱伝導率をλ1とし、内部部材22の熱伝導率をλ2とし、外部部材21から内部部材22への熱伝達率をhとする。工作物接触部側をB端として、冷却側をC端とし、B−C間の距離をLとする。外部部材21の熱伝達はB端の温度をT1とし、C端の温度をT3としBからCへの熱伝達以外に熱の伝達はないと仮定する。内部部材22の熱伝達はB端の外部部材21の温度をT1とし、B端の内部部材22の温度をT2とし、C端の温度をT3としBからCへの熱伝達以外に熱の伝達はないと仮定する。
外部部材21の単位断面積あたりの熱伝達量Q1はQ1=λ1・(T1−T3)/Lとなり、内部部材22の単位断面積あたりの熱伝達量Q2はQ2=λ2・(T2−T3)/Lとなる。また、Bにおける外部部材21から内部部材22への単位断面積あたりの熱伝達量Q3はQ3=h・(T1−T2)となり、定常状態ではQ2=Q3なのでλ2・(T2−T3)/L=h・(T1−T2)となる。
2層構造の内部部材22の熱伝達量が外部部材21の一体物より大きくなる限界はQ2≧Q1であり、λ2・(T2−T3)/L≧λ1・(T1−T3)/LからT2≧T3+(T1−T3)・λ1/λ2となればよい。T2は式λ2・(T2−T3)/L=h・(T1−T2)を変形して、T2=(h・T1+λ2・T3/L)/(λ2/L+h)となるので(h・T1+λ2・T3/L)/(λ2/L+h)≧T3+(T1−T3)・λ1/λ2が内部部材22の熱伝達量が外部部材21の一体物より大きくなる条件を示す式となる。hについて式を整理するとh≧λ1・λ2/(L・(λ2−λ1))となり、外部部材21から内部部材22への熱伝達率がこの式で示されるhであれば2層構造の熱伝達が一体物より大きくなる。
The principle of the heat transferability of the above two-layer structure will be described with reference to the schematic diagram of FIG.
The thermal conductivity of the outer
The heat transfer amount Q 1 per unit cross-sectional area of the
The limit at which the heat transfer amount of the
ここで、2つの固体の接触面における熱伝達率hは以下の式となることが知られている。
空気の熱伝導率をλ0とし、外周部材21の表面粗さをδ1とし、内部部材22の表面粗さをδ2とし、所定熱伝達部の見掛けの面積に対する所定熱伝達部の真実接触面の面積の比率である接触比率をηとしたとき、接触面における熱伝達率hは、
h=170000・η/((δ1+23)/λ1+(δ2+23)/λ2)+1000000・λ0/(δ1+δ2)となることが知られている。
ここで、微細な凹凸を持つ2面が接触しているとき凸部同士が接触し凹部は隙間が空いた状態となり接触しない、このときの実際に接触している凸部の面積の総和を真実接触面の面積とし、接触していない凹部の面積の総和と真実接触面積の和を見掛けの面積とする。
Here, it is known that the heat transfer coefficient h at the contact surfaces of the two solids is represented by the following equation.
The air thermal conductivity is λ 0 , the surface roughness of the outer
It is known that h = 170000 · η / ((δ 1 +23) / λ 1 + (δ 2 +23) / λ 2 ) + 1000000 · λ 0 / (δ 1 + δ 2 ).
Here, when the two surfaces with fine irregularities are in contact, the convex portions are in contact with each other, and the concave portion is in a gap state and does not come into contact. The total sum of the areas of the actually contacting convex portions at this time is true Let the area of the contact surface be the apparent area of the sum of the areas of the recesses that are not in contact with the sum of the real contact areas.
以上より、式170000・η/((δ1+23)/λ1+(δ2+23)/λ2)+1000000・λ0/(δ1+δ2)≧λ1・λ2/(L・(λ2−λ1))を満足するように、外周部材21の表面粗さδ1と熱伝導率λ1、内部部材22の表面粗さδ2と熱伝導率λ2、工作物成型部と冷却部の距離L、真実接触面の接触比率ηを選択すれば2層構造の成形型の冷却効果が一体物より高くなる。
From the above, the expression 170000 · η / ((δ 1 +23) / λ 1 + (δ 2 +23) / λ 2 ) + 1000000 · λ 0 / (δ 1 + δ 2 ) ≧ λ 1 · λ 2 / (L · (λ 2− λ 1 )), the surface roughness δ 1 and the thermal conductivity λ 1 of the outer
以下に、本実施例の作動機能について図1に基づき、外周部材2に工具鋼を使用し内部部材3に銅を用いた例について詳細に説明する。
はじめに、冷却性の向上について説明する。温度が800kにおける工具鋼のλ1は34(W・m−1・k−1)、線膨張率は14×10−6(k−1)である。温度が800kにおける銅のλ1は370(W・m−1・k−1)、線膨張率は20×10−6(k−1)である。Lを0.03(m)、λ0を0.05(W・m−1・k−1)、外周部材の表面粗さδ1を30(μmRz)、内部部材の表面粗さδ2を30(μmRz)とすると、170000・η/1.675+1000≧1248.016となる。式を整理するとη≧0.0041であれば冷却効果が一体物より高くなる。Lは図1に示すように工作物接触部の上端から冷却部までの距離とする。
ここで、接触比率ηを接触部材の押付圧をP(Mp)とし、やわらかい材料の硬度をH(Hv)としたとき、η=0.6・P/Hとなることが知られているので、0.6・P/H≧0.0041とすればよい。銅のHを50(Hv)とすると、P≧0.34(Mp)となり、銅製の内部部材を0.34Mp以上の圧力で外周部材に押し付けることで必要な接触比率ηを実現できる。
Below, based on FIG. 1, the operation function of a present Example is demonstrated in detail about the example which used tool steel for the outer
First, the improvement in cooling performance will be described. Λ 1 of the tool steel at a temperature of 800 k is 34 (W · m −1 · k −1 ), and the linear expansion coefficient is 14 × 10 −6 (k −1 ). The λ 1 of copper at a temperature of 800 k is 370 (W · m −1 · k −1 ), and the linear expansion coefficient is 20 × 10 −6 (k −1 ). L is 0.03 (m), λ 0 is 0.05 (W · m −1 · k −1 ), the outer member has a surface roughness δ 1 of 30 (μmRz), and the inner member has a surface roughness δ 2 . If 30 (μmRz), 170000 · η / 1.675 + 1000 ≧ 1248.016. If the equation is arranged, if η ≧ 0.0041, the cooling effect is higher than that of the single body. L is a distance from the upper end of the workpiece contact portion to the cooling portion as shown in FIG.
Here, it is known that η = 0.6 · P / H when the contact ratio η is the pressing pressure of the contact member is P (Mp) and the hardness of the soft material is H (Hv). 0.6 · P / H ≧ 0.0041. When H of copper is 50 (Hv), P ≧ 0.34 (Mp), and the required contact ratio η can be realized by pressing the copper inner member against the outer member with a pressure of 0.34 Mp or more.
次に、成形圧力により外周部材2に作用する圧縮力を軽減する作用について説明する。
工作物を成形していない状態では、外周部材2が内部部材3により膨張力を与えられ引張応力が作用し、内部部材3は反作用の圧縮応力が作用するように相互寸法を定める。図1において、D部の寸法で具体的に説明する。
工作物成型時の最低温度をTLとし、最高温度をTHとする。相互に組み合せられていない状態で、温度がTL場合の、外周部材2の内径寸法をEとし、内部部材3の外形寸法をFとすると、E≦Fに設定する。外周部材2の温度がTLからTHまでの平均線膨張率をα1とし、内部部材3の温度がTLからTHまでの平均線膨張率をα2とすると、最高温度THのときの、外周部材2の内径寸法はE・α1・(TH−TL)となり、内部部材3の外形寸法はF・α2・(TH−TL)となる。よって、温度上昇による締め代(直径)の増加は(F・α2−E・α1)・(TH−TL)となる。この締め代の増加による外周部材2に作用する引張応力が外周部材2の許容応力を越えないように最高温度THを設定する。
以上のように外周部材2の内径寸法と、内部部材3の外形寸法を設定することで、工作物成型時に作用する外周部材2への圧縮応力を低減できる。
Next, the effect | action which reduces the compressive force which acts on the outer
In a state where the workpiece is not molded, the outer
Let TL be the minimum temperature when molding a workpiece, and TH be the maximum temperature. If the inner diameter dimension of the outer
By setting the inner diameter dimension of the outer
上記の実施例では外部部材に工具鋼を用いた例を述べたが、セラミックス等の金属以外の材料を用いてもよい。 In the above embodiment, an example in which tool steel is used for the external member has been described, but materials other than metals such as ceramics may be used.
<本実施形態の変形態様>
上記の実施形態では、液室4に冷却媒体を流通させる構造について説明したが、これに限定されるものではない。
図4に示すように、内部部材33の冷却端を基台8に接触させて熱を基台8側に逃すことで冷却をしてもよい。工作物Wが小型で冷却する熱量が小さな場合はこの構造で効果を得ることができる。
<Deformation of this embodiment>
In the above embodiment, the structure in which the cooling medium is circulated in the liquid chamber 4 has been described, but the present invention is not limited to this.
As shown in FIG. 4, the cooling may be performed by bringing the cooling end of the
1:型 2:外部部材 3:内部部材 4:押しねじ 5:液室 6:供給流路 7:排出流路 8:固定具 9:基台 10:駆動軸 11:雌型 1: Mold 2: External member 3: Internal member 4: Push screw 5: Liquid chamber 6: Supply flow path 7: Discharge flow path 8: Fixing tool 9: Base 10: Drive shaft 11: Female mold
Claims (5)
前記交差点群を、前記工作物の成型時に前記工作物が接触する前記成形型の表面部位の外縁部と前記外周部材と前記内部部材の接触面を最短で結ぶ直線が、前記接触面に交差する点とする請求項1に記載の成形型。 The predetermined heat transfer portion is a closed curved surface surrounded by a group of intersections lined up at least continuously,
In the intersection group, a straight line connecting the outer edge portion of the surface portion of the mold, which is in contact with the workpiece when the workpiece is molded, and the contact surface of the outer peripheral member and the inner member intersects the contact surface. The mold according to claim 1, which is a point.
170000・η/((δ1+23)/λ1+(δ2+23)/λ2)+1000000・λ0/(δ1+δ2)>λ1・λ2/(L・(λ2−λ1))が成り立つ請求項1または請求項2に記載の成形型。 The distance between the cooling unit and the predetermined heat transfer unit is L (m), the thermal conductivity of the outer peripheral member is λ1 (W · m −1 · k −1 ), and the thermal conductivity of the inner member is λ 2. (W · m −1 · k −1 ), the thermal conductivity of air is λ 0 (W · m −1 · k −1 ), and the surface roughness of the outer peripheral member of the predetermined heat transfer portion is δ 1. (ΜmRz), when the surface roughness of the internal member of the predetermined heat transfer portion is δ 2 (μmRz), and the contact ratio is η,
170000 · η / ((δ 1 +23) / λ 1 + (δ 2 +23) / λ 2 ) + 1000000 · λ 0 / (δ 1 + δ 2 )> λ 1 · λ 2 / (L · (λ 2 −λ 1 The mold according to claim 1 or 2, wherein:
所定温度において、前記外周部材が前記内部部材の熱膨張による膨張力を受ける請求項1ないし請求項3のいずれか1項に記載の成形型。 The linear expansion coefficient of the inner member is larger than the linear expansion coefficient of the outer peripheral member,
The mold according to any one of claims 1 to 3, wherein the outer peripheral member receives an expansion force due to thermal expansion of the inner member at a predetermined temperature.
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