JP4571577B2

JP4571577B2 - Molding method of integrated crankshaft

Info

Publication number: JP4571577B2
Application number: JP2005342373A
Authority: JP
Inventors: 英樹柿本; 和夫藤田
Original assignee: Kobe Steel Ltd
Current assignee: Kobe Steel Ltd
Priority date: 2005-11-28
Filing date: 2005-11-28
Publication date: 2010-10-27
Anticipated expiration: 2025-11-28
Also published as: JP2007144459A

Description

この発明は、大型・中速ディーゼル機関に使用される一体型クランク軸を、変形解析技術を用いた工程設計により成形する方法に関する。 The present invention relates to a method of forming an integrated crankshaft used for a large-sized / medium-speed diesel engine by process design using a deformation analysis technique.

舶用や発電機用などに使われているディーゼル機関用クランク軸には，一体型クランク軸と組立型クランク軸がある。その中でも中小型のディーゼル機関には一体型クランク軸が用いられており，その製造方法としてはRR鍛造法，TR鍛造法，多軸プレスによる方法などが知られている。このうち、クランク軸をＣＧＦ(Continuous Grain Flow) 鍛造する方法として、広く知られているＲＲ鍛造方法は、１回の鍛造で1気筒分のジャーナル軸、ピン軸、アーム部を作る鍛造方法であり、このＲＲ鍛造法に用いられるＲＲ鍛造装置の概要を図６（ａ）〜（ｃ）に示す。図６（ａ）は素材を把持した成形開始時点の状態を、図６（ｂ）はアーム部を予備圧縮するアプセット成形工程を、図６（ｃ）はピン部の成形とアーム部の横圧縮を同時に行なうオフセット工程を示している。このＲＲ鍛造装置は、主プレス（図示省略）の圧下に伴うクロスヘッド１の圧下力Ｐを、傾斜摺動板２を介して、把持ダイス４を備えた一対の摺動台３に伝達させ、この圧下力Ｐの水平方向の分力Ｆの作用により、部分加熱された丸棒状素材（以下素材と記す）５のアーム部６を軸方向に圧縮すると共に、クロスヘッド１に連結された上ポンチ７にて素材５のピン部８をその軸に直角方向に押し下げて、素材５の単位クランクスロー部を成形する装置構成となっている。 There are two types of crankshafts for diesel engines used in ships and generators: an integral crankshaft and an assembled crankshaft. Among them, an integrated crankshaft is used for small and medium-sized diesel engines, and RR forging method, TR forging method, multi-shaft press method, etc. are known as its manufacturing method. Of these, the RR forging method, which is widely known as a CGF (Continuous Grain Flow) forging of the crankshaft, is a forging method in which the journal shaft, pin shaft, and arm part for one cylinder are formed by one forging. The outline of the RR forging apparatus used in this RR forging method is shown in FIGS. 6 (a) shows the state at the time of starting molding when the material is gripped, FIG. 6 (b) shows the upset molding process for pre-compressing the arm part, and FIG. 6 (c) shows the molding of the pin part and the lateral compression of the arm part. The offset process which performs simultaneously is shown. This RR forging device transmits the reduction force P of the cross head 1 accompanying the reduction of the main press (not shown) to the pair of slide bases 3 provided with the gripping dies 4 via the inclined slide plate 2. By the action of the horizontal component force F of the rolling force P, the arm portion 6 of the partially heated round bar-shaped material (hereinafter referred to as material) 5 is compressed in the axial direction, and the upper punch connected to the crosshead 1 is used. 7, the pin portion 8 of the material 5 is pushed down in a direction perpendicular to the axis thereof to form a unit crank throw portion of the material 5.

また、把持ダイス４は、クロスヘッド１の両側に設けたダイス押えシリンダ９により一定の把持圧力を付与される。そして、上ポンチ７は、ポンチシリンダ（図示省略）を介してクロスヘッド１に連結され、その下方には、アンビルシリンダ（図示省略）を介して台盤（図示省略）に連結された下ポンチ１０が設けられている。成形過程における素材５のピン部８は、これらの上下ポンチ７、１０により上下から一定圧力で把持されている。 Further, the holding die 4 is given a constant holding pressure by the die holding cylinders 9 provided on both sides of the cross head 1. The upper punch 7 is connected to the crosshead 1 via a punch cylinder (not shown), and below the lower punch 10 connected to a base plate (not shown) via an anvil cylinder (not shown). Is provided. The pin portion 8 of the material 5 in the molding process is held at a constant pressure from above and below by these upper and lower punches 7 and 10.

また、上ポンチ７の上端および下ポンチ１０の下端には、クロスヘッド１の下面１ａおよび台盤の上面に当接して退没程度を規定する拡径ストッパ７ａ、１０ａが設けられ、この拡径ストッパ７ａ、１０ａにより上下ポンチ７、１０はクランク素材５のピン部８を把持して限定された範囲で昇降するようになっている。 Further, the upper end of the upper punch 7 and the lower end of the lower punch 10 are provided with diameter expansion stoppers 7a and 10a that abut on the lower surface 1a of the crosshead 1 and the upper surface of the base plate and define the degree of retraction, and this diameter expansion. The upper and lower punches 7 and 10 are lifted and lowered within a limited range by holding the pin portion 8 of the crank material 5 by the stoppers 7a and 10a.

上記従来のＲＲ鍛造装置によるクランク軸の成形方法を、さらに図７から図９を参照して概略説明する。まず、図６（ａ）に示したように、素材５のジャーナル部１１を一対の把持ダイス４、４にて把持し、ピン部８を上下ポンチ７、１０にて把持する。次に、クロスヘッド１の圧下により、傾斜傾動板２を介して一対の摺動台３を内側に駆動し、図７に模式的に示すように、アーム部６の予備圧縮を行なう（アプセット工程）。アプセット工程で、所定量の予備圧縮を行った後に、上ポンチ７をクロスヘッド１の圧下動に直動して圧下させ、図８に模式的に示すように、横圧縮を行ないながらピン部８の押し下げを行う（第１のオフセット工程）。 A method for forming a crankshaft by the conventional RR forging apparatus will be schematically described with reference to FIGS. First, as shown in FIG. 6A, the journal portion 11 of the material 5 is gripped by the pair of gripping dies 4, 4, and the pin portion 8 is gripped by the upper and lower punches 7, 10. Next, the pair of slide bases 3 are driven inwardly via the tilting and tilting plate 2 under the pressure of the cross head 1, and the arm portion 6 is pre-compressed as schematically shown in FIG. 7 (upset process) ). In the upset process, after a predetermined amount of pre-compression, the upper punch 7 is directly moved to the pressure reduction of the cross head 1 to reduce the pressure, and as shown schematically in FIG. Is pushed down (first offset step).

クロスヘッド１の圧下が進み、下ポンチ１０が下死点に達したとき、上ポンチ７の圧下が停止すると共に、ポンチシリンダが上方に押し戻され、図６（ｃ）に示したように、上ポンチ７のストッパ７ａの上面とクロスヘッド１の下面１ａとが当接して、クロスヘッド１の圧下が停止する。また、このクロスヘッド１の圧下が停止するまでの間に、軸方向の圧縮が進み、図９に模式的に示すように、アーム部６の最終圧縮が行われる（第２のオフセット工程）。 When the reduction of the crosshead 1 progresses and the lower punch 10 reaches the bottom dead center, the upper punch 7 stops and the punch cylinder is pushed back upward, as shown in FIG. The upper surface of the stopper 7a of the punch 7 and the lower surface 1a of the cross head 1 come into contact with each other, and the reduction of the cross head 1 is stopped. In addition, the compression in the axial direction proceeds until the reduction of the crosshead 1 stops, and the final compression of the arm portion 6 is performed as schematically shown in FIG. 9 (second offset process).

このように、ＲＲ鍛造装置によるクランク軸の成形方法では、アーム部６の予備圧縮を行なうアプセット工程と、横圧縮を行ないながらピン部８の押し下げを行なう第1のオフセット工程と、図６（ｃ）に示したように、ピン部８を押圧しながらアーム部６を金型内に充満させる最終圧縮を行なう第２のオフセット工程の三工程からなる成形を実施することができる。なお、アーム部６が充満する前記金型は、上ポンチ７の先端側に取り付けられ、上ポンチ７と連動する上部ダイス１２ａおよび側部ダイス１２ｂと、下ポンチ１０の先端側に取り付けられ、下ポンチ１０と連動する下部ダイス１３と、前記把持ダイス４、４とにより形成される（図６（ｂ）および図６（ｃ）参照）。 As described above, in the crankshaft forming method using the RR forging apparatus, the upset process in which the arm portion 6 is pre-compressed, the first offset process in which the pin portion 8 is pushed down while performing lateral compression, and FIG. As shown in FIG. 5, it is possible to carry out molding including three steps of a second offset step in which final compression is performed to fill the arm portion 6 in the mold while pressing the pin portion 8. The mold filled with the arm portion 6 is attached to the distal end side of the upper punch 7, and is attached to the upper die 12 a and the side die 12 b interlocking with the upper punch 7, and the distal end side of the lower punch 10. The lower die 13 interlocked with the punch 10 and the gripping dies 4 and 4 are formed (see FIGS. 6B and 6C).

このＲＲ鍛造方法では、上述のように、変形挙動は横圧縮(アーム部の成形（アプセット成形）)とポンチによる偏芯(ピン軸の成形（オフセット成形）)の２種類があり、プレス挙動や、バリの発生や金型充満状態など素材の変形挙動が複雑であり、鍛造工程設計を行うためには豊富な経験や知識を必要とする。一方、工程設計者の個人差をなくし、系統的な歩留まり向上を行うためには定量的な指標に基づく工程設計を行っていくことが必要である。 In this RR forging method, as described above, there are two types of deformation behavior: lateral compression (arm formation (upset molding)) and eccentricity by punching (pin shaft molding (offset molding)). The deformation behavior of the material, such as the generation of burrs and the mold filling state, is complicated, and a wealth of experience and knowledge are required to design the forging process. On the other hand, in order to eliminate individual differences among process designers and improve systematic yield, it is necessary to perform process design based on quantitative indicators.

このような定量的な指標に基づいた工程設計方法として、特許文献１では、アーム部を軸方向に圧縮する第１工程と、ピン部を軸直角方向に変位させると共にアーム部を軸方向に圧縮する第２工程と、アーム部を軸方向に圧縮して成形型内で型形状に成形する第３工程からなるクランク軸の成形方法で、前記工程内でのアーム部の直径や体積などの被成形材、および成形型内のピン軸部およびアーム部に関連した体積等の設計データと実験式とから、前記第１から第３工程におけるそれぞれの軸方向の圧縮量を求めるクランク軸の成形方法が開示されている。
特開平３−７７７４２号公報 As a process design method based on such a quantitative index, in Patent Document 1, the first step of compressing the arm portion in the axial direction, the pin portion is displaced in the direction perpendicular to the axis, and the arm portion is compressed in the axial direction. A crankshaft forming method comprising a second step and a third step of compressing the arm portion in the axial direction and forming it into a mold shape in a forming die. Crankshaft molding method for determining the amount of compression in each axial direction in the first to third steps from design data such as volume related to the molding material, the pin shaft portion and the arm portion in the molding die, and empirical formulas Is disclosed.
JP-A-3-77742

しかし、特許文献１に開示されたクランク軸の成形方法では、被成形材や成形型内の各部位での体積計算を行って設計する必要があり、この設計データは、初期形状の算出であり、この設計データに基づいた軸方向の圧縮量を確保しても、適正形状の鍛造仕上がり形状が得られるとは限らない．また、特許文献１に開示された成形方法では、クランク軸の試作を行って前記各工程での軸方向の圧縮量が適正かどうかを確認することが必要であるため、適正形状のクランク軸を製造するために試作を繰り返すなどの手間と時間を要し、また、開発費用も莫大なものとなる。 However, in the crankshaft forming method disclosed in Patent Document 1, it is necessary to perform design by performing volume calculation at each part in the material to be molded or the mold, and this design data is the calculation of the initial shape. Even if the amount of compression in the axial direction based on this design data is secured, a forged finished shape is not necessarily obtained. Further, in the molding method disclosed in Patent Document 1, it is necessary to make a prototype of the crankshaft to check whether the axial compression amount in each of the steps is appropriate. It takes time and labor to repeat prototypes for manufacturing, and the development cost is enormous.

そこで、この発明の課題は、変形解析技術を用いることにより、工程設計者間の差をなくして、短期間に目標形状を実現できる汎用的な鍛造工程設計手法を用いた一体型クランク軸の成形方法を提供することである。 Therefore, an object of the present invention is to form an integrated crankshaft using a general-purpose forging process design technique that can realize a target shape in a short time by using a deformation analysis technique and eliminating a difference between process designers. Is to provide a method.

前記の課題を解決するために、この発明では以下の構成を採用したのである。 In order to solve the above problems, the present invention employs the following configuration.

請求項１に係る一体型クランク軸の成形方法は、一体型クランク軸の製品形状の各部位に機械加工代を付与する第１のステップと、この機械加工代を付与した製品形状の体積を計算する第２のステップと、ピン軸とジャーナル軸に対してそれぞれ所要の寸法だけ大きくした径を決定する第３のステップと、径と体積から解析素材の長さを決定する第４のステップと、金型形状を決定する第５のステップと、前記第１から第４のステップにより決定した素材形状と第５ステップで決定した金型形状から変形解析を行う第６のステップと、変形解析結果から得られた形状と製品形状を比較し、欠肉発生有無を確認する第７のステップと、欠肉発生の場合には欠肉が発生しないまで素材形状を変更する第８のステップと、解析結果から得られた荷重と実プレス許容荷重とを比較する第９のステップと、機械加工代を変更する第１０ステップを有する鍛造工程設計手法を用いた成形方法である。 The method for forming an integrated crankshaft according to claim 1 is a first step of assigning machining allowance to each part of the product shape of the integrated crankshaft, and calculating a volume of the product shape to which the machining allowance is given. A second step of determining, a third step of determining a diameter increased by a required dimension with respect to the pin shaft and the journal shaft, a fourth step of determining the length of the analysis material from the diameter and the volume, From the fifth step of determining the mold shape, the sixth step of performing deformation analysis from the material shape determined in the first to fourth steps and the mold shape determined in the fifth step, and the deformation analysis result A seventh step for comparing the obtained shape with the product shape and confirming whether or not there is a lack of material, an eighth step for changing the material shape until a lack of material occurs, and an analysis result Load obtained from A ninth step of comparing the actual pressing permissible load, a molding method using the forging process design approach with a tenth step of changing the machining allowance.

請求項２に係る一体型クランク軸の成形は、素材形状と金型形状から解析を行う第６のステップが、一体型クランク軸の素材および金型をモデル化し、素材に温度分布を与えた後、変形解析手段を用いて鍛造仕上がり形状を求め、この鍛造仕上がり形状と素材との体積差Δαを算出し、この体積差Δαが許容値に収まるまで、前記ステップ1〜６により素材体積を変更して変形解析を繰り返すステップである工程設計手法を用いた成形方法である。 The molding of the integrated crankshaft according to claim 2 is performed after the sixth step of analyzing from the material shape and the mold shape models the material and the mold of the integrated crankshaft and gives the temperature distribution to the material. Then, the forged finished shape is obtained using the deformation analysis means, the volume difference Δα between the forged finished shape and the material is calculated, and the volume of the material is changed by the above steps 1 to 6 until the volume difference Δα falls within the allowable value. This is a molding method using a process design technique that is a step of repeating deformation analysis.

請求項３に係る一体型クランク軸の成形方法は、前記第６ステップでの前記変形解析を、素材をその軸方向に所要量圧縮してアーム部を予備成形するアプセット工程と、前記横圧縮をしながらピン軸を押圧して偏心させる第１のオフセット工程と、ピン軸を押圧しながらアーム部を成形型内に完全充満させる第２のオフセット工程の３つの成形工程に分けて行なう工程設計手法を用いた成形方法である。 According to a third aspect of the present invention, there is provided a method for forming an integral crankshaft, wherein the deformation analysis in the sixth step is performed by performing an upset process in which a required amount of material is compressed in the axial direction to preform an arm portion, and the lateral compression is performed. The process design method is divided into three molding processes: a first offset process in which the pin shaft is pressed while being eccentric and a second offset process in which the arm portion is completely filled in the mold while pressing the pin shaft. Is a molding method using

請求項４に係る一体型クランク軸の成形方法は、前記第６ステップでの変形解析で、前記３つの成形工程での、素材の直径Ｄおよび長さＬと、金型拘束係数Ｑと、横圧縮量ΔＬと、横圧縮速度Ｆを与えて、以下の（１）式、（１ａ）式および（１ｂ）式を用いて、それぞれの工程での変形抵抗σを算出し、以下の（２）式、（２ａ）〜（２ｃ）式を用いて、それぞれの工程でのプレスの横荷重Ｐ_Ｌ求めることを特徴とする請求項３に記載の一体型クランク軸の成形方法。
σ＝Ｆ×ε^ｎ×(ε(rate))^ｍ×ｅｘｐ（Ｅ／（Ｔ＋２７３））＝Ｋ×(ε(rate))^ｍ----（１）
ここで、ひずみεは平均ひずみで（１ａ）式により、ひずみ速度ε(rate)は平均ひずみ速度で（１ｂ）式により求めることができ、Ｔは鍛造温度、指数ｎ、ｍ、およびＦ、Ｅは素材材質への依存定数であり、Ｋ＝Ｆ×ε^ｎ×ｅｘｐ（Ｅ／（Ｔ＋２７３））で、あるひずみεおよび温度Ｔにおける材質に依存する係数である。
ε＝ｌｎ（ΔＬ／Ｌ）----------（１ａ）
ε(rate)＝ε／（ΔＬ／Ｆ）----------（１ｂ）
Ｐ_Ｌ＝Ｑ×σ×ＦＳａ----------------------------------------（２）
ここで、金型拘束係数Ｑは、アプセット工程および第１のオフセット工程では（１）式により、第２のオフセット工程では、（２ａ）式と（２ｃ）式から、ＱｄおよびＱｋを算出して（２ｂ）式により求めることができる。ＦＳａは、金型とアーム部の接触面積である。
Ｑ＝Ｑｄ＝１＋μＤ／３Ｌ -----（２ａ）
Ｑ＝Ｑｄ×Ｑｋ-----------------（２ｂ）
Ｑｋ＝Ｃ×（ＦＤＳ／ＦＳ−１）^２＋１----（２ｃ）
上式で、μは摩擦係数、ＦＤＳは金型拘束なしの場合のアーム部の鍛造投影面積、ＦＳは金型拘束ありの場合のアーム部の鍛造投影面積、Ｃは定数である。 The method for forming an integrated crankshaft according to claim 4 is the deformation analysis in the sixth step, wherein the diameter D and the length L of the material, the die restraining coefficient Q, and the lateral in the three forming steps. Given the amount of compression ΔL and the lateral compression speed F, the deformation resistance σ in each step is calculated using the following formulas (1), (1a) and (1b), and the following (2) wherein, (2a) using ~ (2c) wherein molding method of solid type crankshaft according to claim 3, wherein the obtaining lateral load P _L of the press at each step.
σ = F × ε ⁿ × (ε (rate)) ^m × exp (E / (T + 273)) = K × (ε (rate)) ^m ---- (1)
Here, the strain ε is an average strain and can be obtained from the equation (1a), and the strain rate ε (rate) is an average strain rate and can be obtained from the equation (1b). Is a constant dependent on the material, and K = F × ε ⁿ × exp (E / (T + 273)), which is a coefficient depending on the material at a certain strain ε and temperature T.
ε = ln (ΔL / L) --------- (1a)
ε (rate) = ε / (ΔL / F) --------- (1b)
P _L = Q × σ × FSa --------------------------------------- (2 )
Here, the die constraint coefficient Q is calculated from the formula (1) in the upset process and the first offset process, and is calculated from the formulas (2a) and (2c) in the second offset process. (2b) It can obtain | require by Formula. FSa is a contact area between the mold and the arm portion.
Q = Qd = 1 + μD / 3L ----- (2a)
Q = Qd × Qk ----------------- (2b)
Qk = C × (FDS / FS−1) ² +1 −−−− (2c)
In the above equation, μ is a friction coefficient, FDS is a forged projection area of the arm portion when there is no die constraint, FS is a forged projection area of the arm portion when there is a die constraint, and C is a constant.

請求項５に係る一体型クランク軸の成形方法は、前記鍛造温度Ｔとして、鍛造開始時の素材温度分布から算出した、素材半径の３／４Ｒから表面までの平均温度を用い、前記素材温度分布を、加熱炉での素材加熱温度と加熱炉抽出後、鍛造開始時までの冷却条件から求める工程設計手法を用いた一体型クランク軸の成形方法である。 The forming method of the integrated crankshaft according to claim 5 uses the average temperature from 3 / 4R of the material radius to the surface calculated from the material temperature distribution at the start of forging as the forging temperature T, and the material temperature distribution. Is a molding method of an integrated crankshaft using a process design method for obtaining the material temperature from the material heating temperature in the heating furnace and the cooling conditions after the extraction from the heating furnace until the start of forging.

この発明では、一体型クランク軸の成形工程を複数のステップに分け、荷重予測式を組み入れた変形解析手段を用いて、目標とする製品形状を得るための鍛造工程設計を行なうようにしたので、従来の成形方法に比べて、著しく少ない試作鍛造回数で、素材形状、成形速度、金型形状などの、欠肉等の欠陥発生を防止できる鍛造条件を選定することができる。それにより、機械加工代が少なくなって製品歩留が向上し、一体型クランク軸の最適工程設計に基づいた成形方法を、工程設計者の個人差をなくして短期間で開発することが可能となる。 In this invention, the forging process design for obtaining the target product shape is performed using the deformation analysis means incorporating the load prediction formula, dividing the molding process of the integrated crankshaft into a plurality of steps. Forging conditions can be selected that can prevent the occurrence of defects such as blanking, such as material shape, molding speed, mold shape, etc., with a significantly smaller number of trial forgings than conventional molding methods. As a result, the machining cost is reduced, the product yield is improved, and a molding method based on the optimal process design of the integrated crankshaft can be developed in a short period of time, eliminating individual differences among process designers. Become.

以下に、この発明の実施形態を添付の図１から図５に基づいて説明する。 Embodiments of the present invention will be described below with reference to the accompanying FIGS.

図１は、実施形態の一体型クランク軸を成形するための鍛造工程設計手法の流れを示したものである。前記ディ−ゼル機関に用いられるクランク軸のアーム形状は、一般にエンジン型式ごとに異なるため、第１のステップでは、まず、一体型クランク軸の目標とする製品形状の各部位（長手方向・側面・上下面など）に必要最小限の機械加工代を付与する（Ｓ１０）。次に、第２ステップでは、この機械加工代を付与した製品形状の体積Ｖｓを計算する（Ｓ２０）。第３ステップでは、ピン軸とジャーナル軸の素材径（直径）Ｄｓ（Ｄｓ１（ピン軸）、Ｄｓ２（ジャーナル軸））を決定する（Ｓ３０）。この素材径Ｄｓ１およびＤｓ２は、ピン軸とジャーナル軸の製品直径よりもそれぞれ所要の寸法Δｄｓだけ大きく設定し、このΔｄｓ（機械加工代）は、通常、１０〜２００ｍｍの範囲の値から選択する。第４ステップでは、第２ステップで求めた体積Ｖｓと第３ステップで決定した素材径Ｄｓとから、素材長さＬｓを決定する（Ｓ４０）。第５ステップでは、アーム部の金型形状を決定する（Ｓ５０）。このアーム部の金型形状は、図２にモデル形状を示すように、アーム部の両側面のみを拘束する半密閉鍛造型モード（Ｍ１）、両側面および上下面の四面を拘束する半密閉鍛造型モード（Ｍ２）、両側面および上下面の四面を完全に拘束し、アーム部の厚さをストレートにした密閉鍛造型モード（Ｍ３）、両側面および上下面の四面を完全に拘束し、アーム部の厚さをジャーナル軸側の厚さに傾斜を付した密閉鍛造型モード（Ｍ４）を基準として、その詳細（具体的寸法）を決定する。第６ステップでは、第１ステップから第４ステップで決定した素材形状と、第５ステップで決定した金型形状とを用いて、変形解析手段を用いて変形解析を行う（Ｓ６０）。この第６ステップの変形解析手段としては、例えば、ＤＥＦＯＲＭ３Ｄ、ＦＯＲＧＥ３Ｄなどの有限要素法を用いた汎用解析ソフトを使用することができる。 FIG. 1 shows a flow of a forging process design method for forming an integrated crankshaft of the embodiment. Since the shape of the crankshaft arm used in the diesel engine generally differs depending on the engine type, in the first step, first, each part of the product shape targeted by the integrated crankshaft (longitudinal direction, side surface, Necessary minimum machining allowance is given to the upper and lower surfaces (S10). Next, in the second step, the volume Vs of the product shape to which the machining allowance is given is calculated (S20). In the third step, the material diameter (diameter) Ds (Ds1 (pin axis), Ds2 (journal axis)) of the pin axis and the journal axis is determined (S30). The material diameters Ds1 and Ds2 are set larger than the product diameters of the pin shaft and the journal shaft by a required dimension Δds, respectively, and this Δds (machining allowance) is usually selected from a value in the range of 10 to 200 mm. In the fourth step, the material length Ls is determined from the volume Vs obtained in the second step and the material diameter Ds determined in the third step (S40). In the fifth step, the mold shape of the arm portion is determined (S50). As shown in FIG. 2, the mold shape of the arm part is a semi-sealed forging die mode (M1) in which only both side surfaces of the arm part are constrained, and semi-sealed forging in which both side surfaces and upper and lower surfaces are constrained. Die mode (M2), the closed forging die mode (M3), which completely constrains the four sides of both sides and upper and lower surfaces, and the arm part thickness is straight, The details (specific dimensions) are determined based on the closed forging die mode (M4) in which the thickness of the portion is inclined to the thickness on the journal shaft side. In the sixth step, deformation analysis is performed using the deformation analysis means using the material shape determined in the first step to the fourth step and the mold shape determined in the fifth step (S60). As the deformation analysis means in the sixth step, for example, general-purpose analysis software using a finite element method such as DEFORM3D, FORGE3D can be used.

図３は、前記第６ステップ以降の工程設計の流れを具体的に示したものである。まず、素材の設定加熱時間から酸化スケール厚みｔｓを計算して、このスケール厚みｔｓ分の体積減少量Δβを算出する（Ｓ６０−１）。前記ステップ２で求めた素材体積Ｖｓからこの体積減少量Δβを加えて、第３および第４ステップで決定した素材形状（直径Ｄｓおよび長さＬｓ）を補正し、また、使用する金型形状を、前記第１〜第４の金型モード（Ｍ１〜Ｍ４）のいずれかのモードにモデル化する（Ｓ６０−２）。そして、加熱炉での素材加熱温度と加熱炉抽出後、鍛造開始時までの冷却条件または実測温度に基づいて求めた鍛造開始時の素材温度分布から、素材半径Ｒ（＝Ｄｓ／２）の３／４Ｒの位置から表面までの平均温度を算出して、変形解析に用いる鍛造温度Ｔとする（Ｓ６０−３）。 FIG. 3 specifically shows the flow of process design after the sixth step. First, the oxide scale thickness ts is calculated from the set heating time of the material, and the volume reduction amount Δβ corresponding to the scale thickness ts is calculated (S60-1). By adding this volume reduction amount Δβ from the material volume Vs obtained in step 2, the material shape (diameter Ds and length Ls) determined in the third and fourth steps is corrected, and the mold shape to be used is changed. Then, it is modeled in one of the first to fourth mold modes (M1 to M4) (S60-2). Then, the material radius R (= Ds / 2) is calculated from the material temperature distribution at the start of forging determined based on the material heating temperature in the heating furnace and the cooling conditions up to the start of forging after the heating furnace extraction or the actually measured temperature. An average temperature from the position of / 4R to the surface is calculated and set as a forging temperature T used for deformation analysis (S60-3).

次に、汎用解析ソフトを用いて、変形解析を行う（Ｓ６０−４）。まず、アップセット工程では、アーム部の予備圧縮を行ない、素材の長さＬ（＝Ｌｓ）と、横圧縮量（予備圧縮量）ΔＬ（＝ΔＬ１）と、横圧縮速度Ｆ（＝Ｆ１）を与えて、前記（１ａ）式および（１ｂ）式から、ひずみεおよびひずみ速度ε(rate)を求めて前記（１）式で変形抵抗σを算出する。（１）式における材質依存係数Ｋおよび定数ｍを、一体型クランク軸に用いる低合金鋼について加工条件を変化させて圧縮試験を実施した結果から求めた値を表１に示す。ＲＲ鍛造は大変形鍛造であるため、クランクシャフトの型式は異なっても平均ひずみは大きな差がないことが解析の結果得られている（平均ひずみε＝１．０）。したがって、（１）式で示した変形抵抗σは、ひずみεへの依存性は考慮せず、ひずみ速度ε(rate)と温度Ｔの関数とし、係数Ｋおよび指数ｍは、平均ひずみε＝１．０の場合の値である。表１に示した温度間の温度Ｔに対する係数Ｋおよび指数ｍは、内挿により算出することができる。 Next, deformation analysis is performed using general-purpose analysis software (S60-4). First, in the upset process, the arm portion is subjected to preliminary compression, and the length L (= Ls) of the material, the lateral compression amount (preliminary compression amount) ΔL (= ΔL1), and the lateral compression speed F (= F1) are set. Then, the strain ε and the strain rate ε (rate) are obtained from the equations (1a) and (1b), and the deformation resistance σ is calculated by the equation (1). Table 1 shows the values obtained from the results of the compression test conducted by changing the processing conditions for the low alloy steel used for the integral crankshaft, with respect to the material dependence coefficient K and the constant m in the equation (1). Since RR forging is large deformation forging, it has been analyzed as a result of analysis that the average strain does not differ greatly even if the crankshaft type is different (average strain ε = 1.0). Therefore, the deformation resistance σ shown in the equation (1) does not consider the dependence on the strain ε, but is a function of the strain rate ε (rate) and the temperature T, and the coefficient K and the index m are the average strain ε = 1. The value in the case of .0. The coefficient K and index m for the temperature T between temperatures shown in Table 1 can be calculated by interpolation.

そして、素材の直径Ｄ（＝Ｄｓ）および長さＬ（＝Ｌｓ）、およびクーロン則に基づく摩擦係数μを、潤滑油を使用する場合にはμ＝０．１とし，使用しない場合には摩擦係数μ＝０．３として、（２ａ）式から金型拘束係数Ｑ（＝Ｑｄ）を求める。アプセット後の素材（被加工材）の直径Ｄ１は、Ｄ１＝（Ｄ^２×Ｌ／（Ｌ−ΔＬ１））^１／２であるので、金型との接触面積ＦＳａを、ＦＳａ＝π×（Ｄ１）^２／４で算出すれば、（２）式を用いて、プレスの横荷重Ｐ_Ｌを求めることができる。なお、前記横圧縮量（予備圧縮量）ΔＬ１は、ポンチ７によりピン部８の押下げ（偏芯加工）を開始するまでの圧縮量であり（図６（ｂ）、図７参照）、図４に、押下げ開始位置Ｕ１を示すように、アームの厚さをｔａ、ピン部８の押し下げストロークをＳとすると、ΔＬ１＝Ｌ−ｔａ−Ｓ×tanθで求めることができる。この押し下げストロークＳは、ピン部８とジャーナル部１１とのそれぞれの中心軸間の距離であり、予め与えられる設計値である。また角度θは、傾斜摺動板２（図６（ａ）参照）の垂直方向からの傾斜角度であり、通常、３０°〜６０°の範囲で適正値（例えば、３７．５°）が選択される。アプセット工程終了後の被加工材の直径Ｄ１および長さＬ１（＝Ｌ−ΔＬ１）が、第１のオフセット工程での素材直径および長さとなる。 Then, the diameter D (= Ds) and length L (= Ls) of the material and the friction coefficient μ based on the Coulomb rule are set to μ = 0.1 when the lubricating oil is used, and the friction coefficient when not used. Assuming that the coefficient μ = 0.3, the die constraint coefficient Q (= Qd) is obtained from the equation (2a). Since the diameter D1 of the material (workpiece) after upsetting is D1 = (D ² × L / (L−ΔL1)) ^1/2 , the contact area FSa with the mold is expressed as FSa = π × (D1 ) be calculated in ^2/4, by using the expression (2) can be obtained lateral load _{P L} of the press. The lateral compression amount (preliminary compression amount) ΔL1 is a compression amount until the pin portion 8 starts to be pushed down (eccentric processing) by the punch 7 (see FIG. 6B and FIG. 7). As shown in FIG. 4, if the arm thickness is ta and the pressing stroke of the pin portion 8 is S as indicated by the pressing start position U1, ΔL1 = L−ta−S × tan θ. The pressing stroke S is a distance between the central axes of the pin portion 8 and the journal portion 11, and is a design value given in advance. Further, the angle θ is an inclination angle from the vertical direction of the inclined sliding plate 2 (see FIG. 6 (a)), and usually an appropriate value (for example, 37.5 °) is selected in a range of 30 ° to 60 °. Is done. The diameter D1 and the length L1 (= L−ΔL1) of the workpiece after the upset process are the material diameter and length in the first offset process.

次に、第１のオフセット工程では、図４に示したように、下ポンチ１０が下死点の微小距離ΔＳ（例えば５ｍｍ）手前に達するまで、上ポンチ７の押し下げを行なうと同時に横圧縮を行なう（図８参照）。このとき、押し下げ開始位置Ｕ１から前記下死点の微小距離ΔＳ手前（Ｕ２）に達するまでの上ポンチ７のストロークがＳ−ΔＳとなる。したがって、第１のオフセット工程での横圧縮量ΔＬ２は、ΔＬ２＝（Ｓ１−ΔＳ）×tanθとなる。第１のオフセット工程終了後の被加工材の長さＬ２は、Ｌ２＝Ｌ１−ΔＬ２となり、その直径Ｄ２は、Ｄ２＝（Ｄ１^２×Ｌ１／（Ｌ１−ΔＬ２））^１／２となる。金型との接触面積ＦＳａは、横圧縮によるバルジ形状を考慮した楕円形状とすると、その投影面積ＦＤＳから求めることができる。前記楕円形状の長径Ｄａ、短径Ｄｂが、直径Ｄおよび長さＬの丸棒を単純圧縮した、長さがｈになった場合の変形後の平均直径Ｄｆに比例するとし、金型非拘束での横圧縮のストロークをＳ_Ｌとすると、投影面積ＦＤＳ（＝ＦＳａ）は下記の（３）式〜(６)式で予測することができる。なお、このストロークＳ_Ｌは、前記３つの成形工程での横圧縮量の合計（Ｓ_Ｌ＝Ｌ−ｔａ）となる。また、変形後の平均直径Ｄｆには上記Ｄ２を、長さＬには前記Ｌ１（＝Ｌ−ΔＬ１）、長さｈには前記Ｌ２（＝Ｌ１−ΔＬ２）を代入する。
Ｄａ＝ａ×Ｄｆ＋ｂ×Ｓ_Ｌ----------------------------（３）
Ｄｂ＝ａ×Ｄｆ------------------------------------（４）
Ｄｆ＝（Ｄ^２×Ｌ／ｈ）^１／２------------------------（５）
ＦＤＳ＝π×Ｄａ×Ｄｂ／４ -----------------------（６）
上記（３）式および（４）式の定数ａおよびｂは、金型拘束なしの場合の変形解析結果から求めることができる。前記ディーゼル機関に使用される一体型クランク軸についての変形解析の結果では、ａ＝０．９６、ｂ＝１．１０である。 Next, in the first offset step, as shown in FIG. 4, the upper punch 7 is pushed down and the lateral compression is performed at the same time until the lower punch 10 reaches a minute distance ΔS (for example, 5 mm) of the bottom dead center. Perform (see FIG. 8). At this time, the stroke of the upper punch 7 from the push start position U1 to the minute distance ΔS before the bottom dead center (U2) becomes S−ΔS. Therefore, the lateral compression amount ΔL2 in the first offset step is ΔL2 = (S1−ΔS) × tan θ. The length L2 of the workpiece after the first offset process is L2 = L1−ΔL2, and the diameter D2 is D2 = (D1 ² × L1 / (L1−ΔL2)) ^1/2 . The contact area FSa with the mold can be obtained from the projected area FDS if the contact area FSa is an elliptical shape considering a bulge shape by lateral compression. The ellipse-shaped major axis Da and minor axis Db are simply compressed from a round bar having a diameter D and a length L, and are proportional to the average diameter Df after deformation when the length is h. When the stroke of horizontal compression and _{S L} in projected area FDS (= FSa) can be predicted by (3) to (6) below. The stroke S _L is the sum of the lateral compression amounts in the three molding steps (S _L = L−ta). Also, D2 is substituted for the average diameter Df after deformation, L1 (= L−ΔL1) is substituted for the length L, and L2 (= L1−ΔL2) is substituted for the length h.
Da = a × Df + b × S _L --------------------------- (3)
Db = a × Df ----------------------------------- (4)
Df = (D ² × L / h) ^1/2 ------------------------ (5)
FDS = π × Da × Db / 4 ----------------------- (6)
The constants a and b in the above equations (3) and (4) can be obtained from the deformation analysis result in the case of no mold constraint. As a result of the deformation analysis of the integrated crankshaft used in the diesel engine, a = 0.96 and b = 1.10.

そして、第１のオフセット工程での横圧縮速度Ｆ２を与えると、アプセット工程の場合と同様に、ひずみε、ひずみ速度ε(rate)および金型拘束係数Ｑｄが求まり、（２）式から横圧縮荷重Ｐ_Ｌを算出することができる。第１のオフセット工程終了後の被加工材の直径Ｄ２および長さＬ２（＝Ｌ−ΔＬ２）が、第２のオフセット工程での素材直径および長さとなる。 Then, when the lateral compression speed F2 in the first offset process is given, the strain ε, the strain speed ε (rate), and the die constraint coefficient Qd are obtained as in the upset process, and the lateral compression is obtained from the equation (2). it can be calculated load P _L. The diameter D2 and length L2 (= L−ΔL2) of the workpiece after the first offset process are the material diameter and length in the second offset process.

次に、第２のオフセット工程では、図４に示したＵ２の位置から、上ポンチ７の押し下げを、下ポンチ８が下死点に達するまで行なうとともに、アーム部６の最終横圧縮を行なう（図６（ｃ）、図９参照）。第２のオフセット工程での横圧縮量ΔＬ３は、ΔＬ３＝ΔＳ×tanθとなる。第２のオフセット工程終了後の被加工材の長さＬ３は、Ｌ３＝Ｌ２−ΔＬ３となり、その直径Ｄ３は、Ｄ３＝（Ｄ２^２×Ｌ２／（Ｌ２−ΔＬ３））^１／２となる。金型との接触面積ＦＳａは、金型拘束ありの場合の鍛造投影面積ＦＳである。そして、この第２のオフセット工程での横圧縮速度Ｆ３を与えると、第１のオフセット工程の場合と同様に、ひずみε、ひずみ速度ε(rate)および金型拘束係数Ｑｄが求まる。この第２のオフセット工程では、アーム部の最終横圧縮を行なうため、最終圧縮時の金型拘束係数Ｑｋも考慮する必要がある。 Next, in the second offset step, the upper punch 7 is pushed down from the position U2 shown in FIG. 4 until the lower punch 8 reaches the bottom dead center, and the final lateral compression of the arm portion 6 is performed (see FIG. 4). (Refer FIG.6 (c) and FIG. 9). The lateral compression amount ΔL3 in the second offset process is ΔL3 = ΔS × tan θ. The length L3 of the workpiece after the second offset process is L3 = L2−ΔL3, and the diameter D3 is D3 = (D2 ² × L2 / (L2−ΔL3)) ^1/2 . The contact area FSa with the mold is a forged projection area FS when there is a mold constraint. Then, when the lateral compression speed F3 in the second offset process is given, the strain ε, the strain speed ε (rate), and the mold constraint coefficient Qd are obtained as in the case of the first offset process. In the second offset process, since the final lateral compression of the arm portion is performed, it is necessary to consider the die constraint coefficient Qk at the time of final compression.

前記最終横圧縮時の金型拘束係数Ｑｋは，金型拘束がない場合のアーム部の投影面積ＦＤＳと金型によって拘束した時の投影面積ＦＳとの比が大きくなるほど増加すると考えられ、このことから金型拘束係数Ｑｋは前記非拘束投影面積ＦＤＳと拘束投影面積ＦＳとの面積比、ＦＤＳ／ＦＳによる整理が可能である。図５は、前記第１〜第４の金型モードＭ１〜Ｍ４を用いて鍛造実験を行なった結果に基づき、金型拘束係数Ｑｋを、（６）式で求めた非拘束鍛造投影面積ＦＤＳを、拘束鍛造投影面積ＦＳで割った値、すなわち金型拘束有無の面積比ＦＤＳ／ＦＳに対してをプロットしたものである。金型拘束係数Ｑｋは、拘束係数Ｑを（２）式のＰ_Ｌに前記鍛造実験により測定した実測荷重を代入して求めて、（２ｃ）式を用いて、Ｑｋ＝Ｑ／Ｑｄで算出することができる。 The mold constraint coefficient Qk at the time of the final lateral compression is considered to increase as the ratio of the projected area FDS of the arm portion when there is no mold constraint and the projected area FS when restrained by the mold increases. Therefore, the mold constraint coefficient Qk can be sorted by the area ratio of the unconstrained projection area FDS and the restrained projection area FS, FDS / FS. FIG. 5 shows the unconstrained forging projected area FDS obtained by the formula (6) based on the result of the forging experiment using the first to fourth mold modes M1 to M4. , The value divided by the constrained forging projection area FS, that is, the area ratio FDS / FS with or without die restraint plotted. Mold constraint factor Qk is obtained by substituting the measured load was measured by the forging experiments constraint factor Q (2) to the equation of P _L, with (2c) equation is calculated with Qk = Q / Qd be able to.

図５から、いずれの金型モードの場合でも、ＱｋとＦＤＳ／ＦＳとの関係は２次曲線で表すことができる。そして、拘束有無の面積比Ｆｄｓ／Ｆｓ＝１．０の場合は，拘束なしの楕円形状と拘束する形状が一致し荷重も一致するため，金型による拘束係数Ｑｋ＝１．０となる。したがって、金型拘束係数Ｑｋは、前記のように、（２ｃ）式で表すことができる。
Ｑｋ＝Ｃ×（ＦＤＳ／ＦＳ−１）^２＋１-------------------------（２ｃ）
ここで、係数Ｃは各金型モードについて求めることができ、その値を表２に示す。上記（２ｃ）式で求めた金型拘束係数Ｑｋを用いて、（２ａ）式および(２ｂ)式から拘束係数Ｑを求めることができ、この拘束係数Ｑを前記（２）式に代入すると、横圧縮荷重Ｐ_Ｌが求まり、最終横圧縮時の横圧縮荷重を予測することが可能となる。前記３つの成形工程では、最終横圧縮時の横圧縮荷重Ｐ_Ｌが最も大きくなるため、この横圧縮荷重Ｐ_Ｌが予め定めたプレスの許容荷重を超えないように工程設計することが重要となる。 From FIG. 5, the relationship between Qk and FDS / FS can be expressed by a quadratic curve in any mold mode. When the area ratio Fds / Fs = 1.0 with or without constraint, the constraint shape Qk = 1.0 due to the mold because the unconstrained elliptical shape matches the constraint shape and the load also matches. Therefore, the die constraint coefficient Qk can be expressed by the equation (2c) as described above.
Qk = C × (FDS / FS-1) ² +1 ------------------------- (2c)
Here, the coefficient C can be obtained for each mold mode, and the value is shown in Table 2. Using the mold constraint coefficient Qk obtained by the above equation (2c), the constraint coefficient Q can be obtained from the equations (2a) and (2b). When this constraint factor Q is substituted into the equation (2), Motomari lateral compressive load P _L, it becomes possible to predict the lateral compressive load in the final horizontal compression. The three molding step, since the final lateral compressive lateral compressive load P _L at is largest, that the lateral compressive load P _L is process designed not to exceed the allowable load of a predetermined press is important .

なお、前記アプセット工程、第１および第２のオフセット工程でそれぞれ与える横圧縮速度Ｆ１、Ｆ２およびＦ３は、前記クランク軸の鍛造時の計測値に基づいて決めることができる。通常の成形工程では、横圧縮速度Ｆ１は１５ｍｍ／ｓ以下、同Ｆ２は８ｍｍ／ｓ以下、同Ｆ３は１ｍｍ／ｓ以下であるため、これらの範囲で、変形解析時の横圧縮速度Ｆ１〜Ｆ３を与える。この横圧縮速度は、横圧縮荷重の実績値を用いてひずみ速度を算して算出することも可能である。また、第１および第２のオフセット工程での偏芯速度Ｖ１およびＶ２は、それぞれの横圧縮速度Ｆ１、Ｆ２をtanθで除して、Ｖ１＝Ｆ１／tanθ、Ｖ２＝Ｆ２／tanθで求めることができる。この偏芯速度でのピン軸の偏芯（オフセット）加工に要する荷重Ｐ_Ｖは、前記横圧縮荷重Ｐ_Ｌに対して小さいため、通常は、前記の横圧縮荷重のような解析は行わずに、鍛造実績値に基づいて、偏芯速度に対応させて予め算出しておくことができる。 In addition, the lateral compression speeds F1, F2, and F3 to be respectively given in the upset process and the first and second offset processes can be determined based on the measured values at the time of forging the crankshaft. In a normal molding process, the lateral compression speed F1 is 15 mm / s or less, the F2 is 8 mm / s or less, and the F3 is 1 mm / s or less. Therefore, in these ranges, the lateral compression speeds F1 to F3 during deformation analysis give. This lateral compression speed can also be calculated by calculating the strain rate using the actual value of the lateral compression load. Further, the eccentric speeds V1 and V2 in the first and second offset steps can be obtained by dividing the respective lateral compression speeds F1 and F2 by tanθ and V1 = F1 / tanθ and V2 = F2 / tanθ. it can. Load P _V required for the pin axis of the eccentric (offset) processing at the eccentric speed, since the smaller the lateral compressive load P _L, typically analysis as the lateral compressive load of without Based on the forging performance value, it can be calculated in advance corresponding to the eccentric speed.

上記変形解析の結果を用いて、素材体積Ｖｓと成形後のクランク軸の体積Ｖｃを比較し、変形前後の体積差Δα（＝Ｖｃ−Ｖｓ）を計算する（Ｓ６０−５）。この体積差Δαが所要の範囲（前記スケール厚さによる体積減少量Δβ±０．５％）にあるかどうかを判定する（Ｓ６０−６）。体積差ΔαがΔβ＋０．５％以上では、鍛造荷重やバリ形状へ大きく影響するため、また、ΔαがΔβ−０．５％以下では欠肉のおそれがあるため、ΔαをΔβ±０．５％以内に収める必要がある。Δαがこの範囲内にない場合、Δα−Δβ相当分だけ、前記素材径Ｄｓ１およびＤｓ２を減少または増加させる（Ｓ６０−７）。そして、素材径Ｄｓ１、Ｄｓ２を修正した素材形状モデルを作成し（Ｓ６０−８）、体積差Δαが許容範囲Δβ±０．５％以内に収まるまで変形解析を繰り返す（Ｓ６０−３、Ｓ６０−４）。このように変形解析を用いて、体積差Δαが許容範囲に収まったときの鍛造荷重Ｐおよび製品形状を求めることができる（Ｓ６０−９）。この鍛造荷重Ｐは、前記横圧縮荷重Ｐ_Ｌと偏芯荷重Ｐ_ｖの和として求めることができる。 Using the result of the deformation analysis, the material volume Vs and the volume Vc of the crankshaft after molding are compared, and the volume difference Δα (= Vc−Vs) before and after the deformation is calculated (S60-5). It is determined whether or not the volume difference Δα is within a required range (volume reduction amount Δβ ± 0.5% due to the scale thickness) (S60-6). When the volume difference Δα is Δβ + 0.5% or more, the forging load or the burr shape is greatly affected. When Δα is Δβ−0.5% or less, there is a risk of thinning, so Δα is Δβ ± 0.5%. Must be within. If Δα is not within this range, the material diameters Ds1 and Ds2 are decreased or increased by an amount corresponding to Δα−Δβ (S60-7). Then, a material shape model with the material diameters Ds1 and Ds2 corrected is created (S60-8), and the deformation analysis is repeated until the volume difference Δα falls within the allowable range Δβ ± 0.5% (S60-3, S60-4). ). In this way, the deformation analysis can be used to determine the forging load P and the product shape when the volume difference Δα is within the allowable range (S60-9). The forging load P can be obtained as the sum of the transverse compressive load P _L and eccentric load P _v.

図１の鍛造工程設計の流れで、上記の変形解析を実施した後（Ｓ６０）、第７ステップでは、この変形解析により算出した製品形状と目標製品形状とを比較し、欠肉の有無を調査する（Ｓ７０）。第８ステップでは、欠肉が発生した場合には、欠肉部体積を算出し、素材長さまたは素材長さと金型形状を修正し（Ｓ８０）、変形解析（Ｓ６０）を再度行う。次に第９ステップでは、解析結果から得られた鍛造荷重Ｐとプレスの許容荷重とを比較する（Ｓ９０）。鍛造荷重Ｐがプレスの許容荷重を超える場合には機械加工代δを調節する（Ｓ１００）。このようにして、前記変形解析を用いて、金型形状および素材形状が最終決定される。 After carrying out the above deformation analysis in the forging process design flow of FIG. 1 (S60), in the seventh step, the product shape calculated by this deformation analysis is compared with the target product shape, and the presence or absence of lacking is investigated. (S70). In the eighth step, when a lacking portion occurs, the lacking portion volume is calculated, the material length or the material length and the mold shape are corrected (S80), and the deformation analysis (S60) is performed again. Next, in the ninth step, the forging load P obtained from the analysis result is compared with the allowable load of the press (S90). When the forging load P exceeds the allowable load of the press, the machining allowance δ is adjusted (S100). In this way, the mold shape and the material shape are finally determined using the deformation analysis.

この発明の実施形態は以上のような構成である。本発明の一体型クランク軸の成形方法に用いる鍛造工程設計手法では、素材形状および金型形状をモデル化して鍛造荷重を予測し、この鍛造荷重に基づいて横圧縮速度および偏芯速度を決定して変形解析を行い、金型形状および素材形状を決定するようにしたので、鍛造工程設計者の経験と知見および試作により金型形状と素材形状を決定していた従来の方法に比べて、表３に示すように、機械加工代δを少なくでき、試作回数も著しく低減し、金型形状および素材形状等の開発期間が著しく短縮された。しかも、この鍛造工程設計方法は、変形解析手段として汎用の解析ソフトを利用できるため、工程設計者間の個人差も解消でき、安定した鍛造成形が可能となる。 The embodiment of the present invention is configured as described above. In the forging process design method used in the method for forming an integral crankshaft of the present invention, the forging load is predicted by modeling the material shape and the die shape, and the lateral compression speed and the eccentric speed are determined based on the forging load. As a result of the deformation analysis, the mold shape and material shape are determined, so compared with the conventional method where the mold shape and material shape were determined by the experience and knowledge of the forging process designer and trial manufacture. As shown in FIG. 3, the machining allowance δ can be reduced, the number of trial productions can be remarkably reduced, and the development period of the mold shape, material shape, and the like has been remarkably shortened. In addition, since this forging process design method can use general-purpose analysis software as deformation analysis means, individual differences among process designers can be eliminated, and stable forging can be performed.

この発明の実施形態の鍛造工程設計の流れを示す説明図である。It is explanatory drawing which shows the flow of the forge process design of embodiment of this invention. アーム部の金型モードを示す説明図である。It is explanatory drawing which shows the metal mold | die mode of an arm part. 実施形態の鍛造工程設計に用いる変形解析の流れを示す説明図である。It is explanatory drawing which shows the flow of the deformation | transformation analysis used for the forge process design of embodiment. 素材（被加工材）の長さと偏芯ストロークとの関係を示す説明図である。It is explanatory drawing which shows the relationship between the length of a raw material (processed material), and eccentric stroke. 金型拘束係数（Ｑｋ）とアーム部の投影面積比（ＦＤＳ／ＦＳ）との関係を示す説明図である。It is explanatory drawing which shows the relationship between a metal mold | die constraint coefficient (Qk) and the projection area ratio (FDS / FS) of an arm part. （ａ）ＲＲ鍛造装置の説明図（成形開始状態）である。（ｂ）ＲＲ鍛造装置による成形工程（アプセット工程）の説明図である。（ｃ）ＲＲ鍛造装置による成形工程（オフセット工程）の説明図である。(A) It is explanatory drawing (forming start state) of RR forging apparatus. (B) It is explanatory drawing of the shaping | molding process (upset process) by RR forging apparatus. (C) It is explanatory drawing of the shaping | molding process (offset process) by RR forging apparatus. ＲＲ鍛造装置による成形工程の説明図である。It is explanatory drawing of the formation process by RR forging apparatus. ＲＲ鍛造装置による成形工程説明図である。It is forming process explanatory drawing by RR forging apparatus. ＲＲ鍛造装置による成形工程説明図である。It is forming process explanatory drawing by RR forging apparatus.

Explanation of symbols

１：クロスヘッド１ａ：クロスヘッド下面２：傾斜傾動板
３：摺動台４：把持ダイス５：素材
６：アーム部７：上ポンチ７ａ：拡径ストッパ
８：ピン部９：ダイス押えシリンダ１０：下ポンチ
１０ａ：拡径ストッパ１１：ジャーナル部１２ａ：上部ダイス
１２ｂ：側部ダイス１３：下部ダイスＭ１〜Ｍ４：金型モード

1: Crosshead 1a: Crosshead lower surface 2: Tilting and tilting plate 3: Sliding table 4: Holding die 5: Material 6: Arm portion 7: Upper punch 7a: Diameter expansion stopper 8: Pin portion 9: Die presser cylinder 10: Lower punch 10a: Diameter expansion stopper 11: Journal portion 12a: Upper die 12b: Side die 13: Lower die M1-M4: Mold mode

Claims

A first step of giving machining allowance to each part of the product shape of the integrated crankshaft, a second step of calculating the volume of the product shape to which the machining allowance is given, and the pin axis and the journal axis A third step for determining the diameter increased by a required dimension, a fourth step for determining the length of the analysis material from the diameter and the volume, a fifth step for determining the mold shape, The sixth step of performing deformation analysis based on the material shape determined in the first to fourth steps and the mold shape determined in the fifth step, and the shape obtained from the deformation analysis result and the product shape are compared, resulting in lack of thickness The seventh step for confirming the presence / absence, the eighth step for changing the shape of the raw material until the occurrence of the lack of thickness in the case of the occurrence of the lack of thickness, and the load obtained from the analysis result and the actual press allowable load are compared. Ninth step , The molding method of the crankshaft using a forging process design approach with a tenth step of changing the machining allowance.

The sixth step of analyzing from the material shape and die shape models the material and die of the integrated crankshaft, gives temperature distribution to the material, and then uses the deformation analysis means to obtain the forged finished shape, 2. The step of calculating a volume difference Δα between the forged finished shape and the material and repeating the deformation analysis by changing the material volume in steps 1 to 6 until the volume difference Δα falls within an allowable value. Forging process design method for integrated crankshaft.

The deformation analysis in the sixth step includes an upset process in which a required amount of material is compressed in the axial direction thereof to preform the arm portion, and a first offset in which the pin shaft is pressed and decentered while performing the lateral compression. 3. The method of forming an integrated crankshaft according to claim 2, wherein the step is divided into three forming steps, a second offset step in which the arm portion is completely filled in the forming die while pressing the pin shaft.

In the deformation analysis in the sixth step, the diameter D and length L of the material, the die constraint coefficient Q, the lateral compression amount ΔL, and the lateral compression speed F in the three molding processes are given as follows: (1), (1a) and (1b) are used to calculate the deformation resistance σ in each step, and the following (2), (2a) to (2c) are used, molding process of solid type crankshaft according to claim 3, wherein the obtaining lateral load P _L of the press at each step.
σ = F × ε ⁿ × (ε (rate)) ^m × exp (E / (T + 273)) = K × (ε (rate)) ^m ---- (1)
Here, strain ε is an average strain and can be obtained by equation (1a), strain rate ε (rate) is an average strain rate and can be obtained by equation (1b), and T is a forging temperature, indices n and m, and F and E Is a constant dependent on the material, and K = F × ε ⁿ × exp (E / (T + 273)).
ε = ln (ΔL / L) --------- (1a)
ε (rate) = ε / (ΔL / F) --------- (1b)
P _L = Q × σ × FSa --------------------------------------- (2 )
Here, the die constraint coefficient Q is calculated from the formula (2a) in the upset process and the first offset process, and from the formulas (2a) and (2c) in the second offset process. (2b), and FSa is the contact area between the mold and the arm part.
Q = Qd = 1 + μD / 3L ----- (2a)
Q = Qd × Qk ----------------- (2b)
Qk = C × (FDS / FS−1) ² +1 −−−− (2c)
In the above equation, μ is a friction coefficient, FDS is a forged projection area of the arm portion when there is no die constraint, FS is a forged projection area of the arm portion when there is a die constraint, and C is a constant.

As the forging temperature T, an average temperature from 3 / 4R of the material radius to the surface calculated from the material temperature distribution at the start of forging is used, and the material temperature distribution is calculated after the material heating temperature in the heating furnace and the heating furnace extraction. The method for forming an integral crankshaft according to claim 4, wherein the method is obtained from cooling conditions until forging start.