JP6708907B2 - 鍛造装置及び鍛造方法 - Google Patents

Description

本発明は、鍛造装置及び鍛造方法に関する。

「ヘリカルギヤ（はすば歯車）」とは、回転軸Ｏに対して歯筋Ｂが螺旋状に傾斜した歯車Ｇをいう（図９）。ヘリカルギヤを製造する方法として、切削工具を利用してギヤを切削加工する方法と、塑性加工によりギヤを成形する方法とがある。一般に切削加工ではホブ盤による歯切り加工の後、シェービング盤によって仕上げ加工が行われるが、加工時間が長時間となり効率が悪く、加工コストも高くなる傾向にある。塑性加工には代表的なものとして転造加工と鍛造加工とがあり、鍛造加工は転造加工に比べて高圧力を付加させて成形することが可能なため、短時間に加工が完了する。鍛造加工は、冷間鍛造と熱間鍛造とに大きく分けることができ、冷間鍛造は常温に近い温度での変形加工となるため成形には高い圧力が必要となる。また金型や製品に割れ（クラック）が生じる可能性が高くなるため、大型部品や複雑な形状の加工では、熱間鍛造が利用される場合が多い。しかし冷間鍛造は、熱間鍛造に比べ変形が少なく、高い形状精度を得ることが比較的容易にできる。そのため常温に近い温度での鍛造加工法においては、加工時の抵抗を減らし、金型の割れを防止する工夫がなされてきた。

鍛造加工によりヘリカルギヤを製造する方法として、特許文献１には、軸孔内周面にヘリカルギヤの歯形が形成されたダイス８と、該歯形と同じ歯形面が外周面に形成されたポンチ６と、ダイス８の上部の回転機構７とを備えたヘリカルギヤの製造装置が開示されており、ポンチ６とダイス８とを同軸的に近づけつつ回転させてポンチ６をダイス８の軸孔に螺合させながら、被加工材９を軸方向に押し付けるとともに被加工材９の中心軸を中心にしてねじり、被加工材９をヘリカルギヤに成形する製造方法が開示されている。このことにより、形成される歯部そのものもヘリカル溝内で溝に沿って押されて移動するため抵抗が少なく容易にヘリカルギヤが成形できることが示されている（段落０００９）。またダイス８の上下に回転機構７を設け、被加工材９を上下のポンチ６で押し潰しつつ回転機構７によって互いに逆方向にねじるようにすることで、被加工材９の軸方向中心はポンチ６に対して不同としつつ、より小さい力でヘリカルギヤを製造可能であることが開示されている（段落００２７、図８）。

また特許文献２には、上型２１が昇降自在な昇降可動部２３と、該昇降可動部２３に回転自在に保持され昇降に応動して回転する回転部２４とを備えたヘリカルギヤ鍛造装置が開示されており、回転部２４として内周面にねじ状凹凸部２７ｃが形成されたものを用い、昇降可動部２３を加工させながら回転部２４を応動回転させて、素材外周面にらせん状凹凸部を形成させることにより、ヘリカルギヤを鍛造成形する方法が記載されている。加工しながら回転する回転部により、素材の外周面にらせん状凹凸部を成形するため、塑性変形が精度良く行われ、かつ摩耗が少なくなり、耐久性が向上することが開示されている。

特開平１１−７７２２６号公報 特開２００３−６２６３６号公報

「ねじれ角（ピッチ円筒ねじれ角、または基礎円筒ねじれ角」」とは、ヘリカルギヤＧの回転軸Ｏと歯筋Ｂの接線とのなす角θをいう（図１０）。従来の技術では、３５°以上の大きなねじれ角をもったヘリカルギヤを押し出し加工する場合、材料がねじれながら下型によって歯形が成形されるため、その過酷な変形により、従来よりも大きな荷重が下型（或いはヘリカルギヤに歯形を形成するための凹凸形状を備えた金型）に作用し、下型の破損や金型の変形（弾性変形、塑性変形）が生じ、成形品の精度が維持できない問題があった。また、ねじれ角が大きいことにより、成形品排出時にも排出のための荷重も大きくなり製品精度がさらに劣化するなどの問題があった。そのため、従来の鍛造方法ではねじれ角が３０°程度迄のヘリカルギヤしか成形することができず、ねじれ角が３５°以上のヘリカルギヤについては、依然、切削加工に頼らざるを得なかった。

このような実情に鑑みて、本発明の目的は、鍛造加工によって切削加工よりも迅速に加工成形を終えるとともに、例えば３０°以上の大きなねじれ角をもったギヤを成形する場合であっても金型の破損を抑え、かつ成形品の加工精度（歯筋誤差、歯形精度）を維持或いは向上させるものであって、特に、３５°以上のねじれ角をもったヘリカルギヤの加工精度（歯筋誤差、歯形精度）を向上させる鍛造装置及びその方法を提供することにある。

本発明の鍛造装置は、素材に歯形を鍛造成形する鍛造装置であって、昇降自在に保持された上型と、前記上型に回転自在に保持された上型回転部と、前記上型回転部に固定されて前記上型回転部とともに回動する上パンチと、下型に回転自在に保持される下型回転部と、前記下型回転部に回転自在に保持されるダイを備えることを特徴とする。
また本発明の鍛造方法は、素材に歯形を鍛造成形する方法であって、昇降自在に保持された上型と、前記上型に回転自在に保持された上型回転部と、前記上型回転部に固定されて前記上型回転部とともに回動する上パンチと、下型に回転自在に保持される下型回転部と、前記下型回転部に回転自在に保持されるダイを備え、上ベアリングによって前記上パンチを回転させるとともに下ベアリングによって下型回転部を回転させながら素材を押圧することで素材成形をし、中間ベアリングによって前記ダイを回転させながらノックアウトすることを特徴とする。

本発明の鍛造装置及び鍛造方法によれば、成形開始から成形完了までの間、上型回転部と下型回転部とが回転しながら素材に歯形を形成させ、また成形完了からノックアウト完了までの間、ダイが回転しながらヘリカルギヤをノックアウトするため、成形開始からノックアウト完了までの間、素材及びダイにかかる荷重が低減し、製品精度の劣化を抑制できる。このことによりねじれ角の大きなヘリカルギヤが精度よく加工できる。

本発明の鍛造装置は、前記ダイは、前記ダイの上部に配置された中間ベアリングを介して前記下型回転部に内嵌されて、上方からの圧力に対して前記下型回転部に固定されるとともに下方からの圧力に対して前記下型回転部に回転自在に保持されることを特徴とする。
また本発明の鍛造方法は、前記中間ベアリングは前記素材成形中には作動させずに前記素材成形を完了させ、前記上ベアリングと下ベアリングは前記ノックアウト中には作動させずに前記ノックアウトをすることで前記素材の成形品を得ることを特徴とする。

本発明では、歯筋誤差を減少させるためには、スライドを下降させて素材成形する際の押圧力と比べて、ノックアウト時の押圧力を下げて行うことが重要であることが明らかとなった。素材成形時と同様に、ノックアウト時に下型回転部とダイが一体となって回転する場合、低い押圧力でノックアウトをすると回転力が生じにくく、成形品や金型にかかる荷重が分散されにくい。
本発明の鍛造装置によれば、ダイが上部に配置された中間ベアリングを介して下型回転部に内嵌されて保持されることで、中間ベアリングはノックアウト中にのみ作用する。成形開始から成形完了まではダイが下型回転部とともに一体的に回転するが、成形完了（ノックアウト開始）からノックアウト完了までは内嵌されたダイが回転する。すなわち、ノックアウト時にはダイのみが回転するため、下型回転部とダイがともに一体となって回転する場合と比べて軽く、押圧力が低くとも回転力がつき、成形品や金型にかかる荷重が分散される。またこのようにダイのみが独立して回転できるため、ダイの大きさや重量を調節することで、素材成形時の下型回転部とダイが一体となった際の回転速度と、ノックアウト時の回転速度を独立して調整することができる。またダイは下型回転部に収納されて配置されて金型が一体化されるため、装置がコンパクトになる。

また本発明の鍛造装置は、前記中間ベアリングと前記下型回転部との間には、前記素材成形中に前記中間ベアリングが作動せず、ノックアウト中に前記中間ベアリングが作動するための間隙が設けられていることを特徴とする。

本発明によれば、前記中間ベアリングと下型回転部との間には、素材成形中に前記中間ベアリングが作動せず、ノックアウト中に前記中間ベアリングが作動するための間隙が設けられているため、ノックアウト中にはダイのみが回転することで、低い押圧力でも回転速度が増し、成形品や金型にかかる荷重を分散できる。

本発明の鍛造装置は、ねじれ角３５°以上のヘリカルギヤを鍛造成形するための鍛造装置であることを特徴とする。

本発明の鍛造装置によれば、ねじれ角３５°以上のヘリカルギヤのように、成形時に金型との間で大きな摩擦力が生じやすく加工温度が上昇しやすい成形品も加工精度を落とすことなく加工ができる。また、その大きな加工荷重を利用して、成形時に摩擦力により温度を上昇させて、下死点で冷却時間を設けるかまたはノックアウト速度を遅くして、温度を下降させることで、成形時とノックアウト時に大きな温度差を生じさせ、ギヤ外径寸法収縮量を大きくし、加工精度を向上させることができる。なお、本発明の鍛造装置は、ねじれ角４５°以下のヘリカルギヤを鍛造成形するために用いられることが好適である。

本発明の鍛造方法は、前記素材成形時の温度から前記ノックアウト時の温度を差し引いた温度差が、１００℃以上２００℃以下であることを特徴とする。
また本発明の鍛造方法は、歯筋誤差を小さくするために、サーボプレス方式によってノックアウト速度が成形速度よりも遅く設定されることを特徴とする。

本発明によれば、素材成形時の温度からノックアウト時の温度を差し引いた温度差が大きくなるほど、ギヤ外径寸法収縮量も大きくなり、ギヤ外径寸法収縮量が大きくなることで、成形品と金型との型離れが良くなり、ノックアウト荷重が低減するとともに、成形品の歯筋誤差すなわち加工精度が向上する。該温度差が１００℃以上となることで、本発明の鍛造装置では成形品のギヤ外径寸法収縮量は０．０１５（ｍｍ）以上となり、所望の加工精度を得ることが可能となるとともに、ノックアウト荷重が半分以下となる。また該温度差は２００℃以下で所望の加工精度を得ることが十分可能である。そのため該温度差を２００℃以下とすることで、昇温させるための設備の小型化もしくは最適化、及びコストの低減が可能となる。
また本発明によれば、ノックアウト速度が成形速度よりも遅く設定されることで、該温度差を調節することができる。

本発明によれば、鍛造加工によって切削加工よりも迅速に加工成形を終えるとともに、例えば大きなねじれ角をもった素材等、成形時に金型との間で大きな摩擦力が生じる素材であっても、金型の摩耗や破損を抑えるとともに成形品の加工精度を維持し向上させることが可能となる。

本発明の実施形態における成形前の状態の鍛造装置を側面側から示す構造図である。 上記実施形態における成形前の状態の鍛造装置の要部拡大図である。 上記実施形態における成形途中の状態の鍛造装置を示す構造図である。 上記実施形態における成形途中の状態の鍛造装置の要部拡大図である。 上記実施形態における成形完了状態の鍛造装置を示す構造図である。 上記実施形態における成形完了状態の鍛造装置の要部拡大図である。 上記実施形態におけるノックアウト中の状態の鍛造装置を示す構造図である。 上記実施形態におけるノックアウト完了状態の鍛造装置を示す構造図である。 鍛造加工後の素材の成形品を例示する斜視図である。 鍛造加工後の素材の成形品の要部拡大図である。 第２の実施の形態におけるエア冷却装置を備えた鍛造装置を側面側から示す構造図である。 加工条件の違いによる歯形（右歯面）の精度を示すグラフである。 加工条件の違いによる歯形（左歯面）の精度を示すグラフである。 成形速度による鍛造品の温度上昇と排出時の温度分布を示す成形品の側面図である。 鍛造加工の際の温度差とギヤ外径寸法収縮量の相関を示すグラフである。

本発明を実施するための最良の形態を以下に説明する。

（第１の実施の形態の構成）
本発明の第１の実施の形態を適用した鍛造装置１００を側面側から示す構造図を図１に示す。図１は素材Ｗの成形前の鍛造装置１００を側面側から示しており、上パンチ１を加工させて素材Ｗに接触させた状態を示した構造図である。

本発明の鍛造装置１００は、素材Ｗの上部を押圧するための上パンチ１と、上パンチ１を内嵌する上型回転部２と、上型回転部２を回転自在に保持する上型３と、上パンチ１に対向配置された下パンチ４と、下パンチ４を摺動自在に内嵌するとともに歯形を形成するダイ５と、ダイ５を素材成形中には固定して保持するとともにノックアウト中には回転自在に保持する下型回転部６と、下型回転部６を回転自在に保持する下型７とを備えた構成であり、上型３を固定する上型ホルダ５１と、下型７を固定する下型ホルダ５２がダイセット８０に内蔵され、これらがスライド２０１とボルスタ２０２からなるプレス機２００に取り付けて使用される。本実施形態では、ダイセット８０の下側６２がボルスタ２０２に取り付けられ、ダイセット８０の上側６１がスライド２０１に取り付けられている。本実施形態の鍛造用金型装置１００は、円柱形状の素材Ｗを押圧して加工を施す（図１）。

素材Ｗは円柱状金属素材が考えられる。素材Ｗを鍛造成形した後の成形品Ｇとしては、特に限定はされないが、成形時に金型との間で大きな摩擦力が生じやすく加工温度が上昇しやすい成形品Ｇが好適であり、ねじれ角が大きいギヤや、歯形の溝が深いギヤ、その他、ギヤに限らず成形品Ｇの形状が複雑なものや、その凹凸形状が深いもの等が考えられる。例えば、成形品Ｇは３５°以上のねじれ角を備えたヘリカルギヤが考えられる（図９）。
このような成形品Ｇは従来、鍛造成形を行う際には大きな加工荷重が金型や素材Ｗに作用し、金型が破損或いは変形して金型の維持や成形品Ｇの加工精度の維持が困難であり、金型の寿命も短かったが、後述するように、成形時、摩擦力により温度が上昇しやすいことを利用して、下死点で冷却時間を設けることで成形時とノックアウト時に大きな温度差を生じさせ、ギヤ外径寸法収縮量を大きくすることで、加工精度を向上させることが可能となる。従って加工精度の維持が可能となるとともに、逆にその大きな加工荷重を利用して、加工精度を向上させることができる。

上パンチ１はその下端部で素材Ｗの上部または上端部を押圧して加工を施すために使用される。上パンチ１は上型回転部２に内嵌されて固定されるとともに、鍛造装置１００の中心軸線上に下向きに配され、スライド２０１を下降させることによって上方から下降し、素材Ｗの上部を押圧する。上パンチ１の先端部は長い円柱形状であって、ダイ５の内周面に摺動自在に挿入される。上パンチ１は上型回転部２に内嵌される円柱状の大径部と、大径部から下向きに漸次縮径して続く縮径部と、縮径部から続く円柱状の小径部とからなる（図１）。

上型回転部２はその内周面に上パンチ１が固定されているため、上型回転部２の回転にともない上パンチ１が回転する構成となっている。上型回転部２の上端には上型回転部２を回転させるための１つ以上の上ベアリング８が配され、上ベアリング８の上部には上型固定部９が上パンチ１と同軸上に配置され、上型固定部９の下端は上ベアリング８に当接して上型回転部２を回転自在に保持する。

上型３は上型固定部９と上型外縁部１０とからなり、上型外縁部１０は上型ホルダ５１によってダイセット８０の上側６１に固定される。上型外縁部１０は上型回転部２、上ベアリング８、及び上型固定部９をその内部に収納しており、上型回転部２は上下摺動及び軸回転可能に上型外縁部１０の内周面に内接しており、上型固定部９は上下摺動可能に上側外縁部１０の内周面に当接する。

下パンチ４は素材Ｗの成形完了した後に、下パンチ４の上端部で素材Ｗの下部または下端部を押圧してＢＫＯ（ベッドノックアウト）を施すために使用される。下パンチ４は鍛造装置１００の中心軸線上に上向きに、上パンチ１に対向配置される。また下パンチ４はダイ５、下型回転部６、及び下型固定部１１の内周面に摺動自在に内嵌されて収納されている。下パンチ４の下方には成形品Ｇを突き上げるためのノックアウトピン２０３が配されており、ノックアウトピン２０３を上昇させることによって円柱形状の下パンチ４を上昇させ、素材Ｗの下部を押圧してノックアウトする。

図２は成形直前または成形開始時の状態の上パンチ１及びダイ５のキャビティ５ａ内を示す断面図である。ダイ５は、ダイ５の上部５ｅに配置された１つ以上の中間ベアリング１２を介して下型回転部６に内嵌されて保持され（図１）、その中心部にキャビティ５ａを有し、キャビティ５ａの内周面５ｂは、素材Ｗの外周面Ｗａに歯形を形成するための凹凸形状を備えた歯形成形部５ｃを備える（図２）。素材Ｗの外周面頂端部Ｗｂに歯形を形成する場合、キャビティ５ａの内周面の一部には凹凸形状を備えた歯形成形部５ｃと、素材Ｗが挿入される凹凸形状のない挿入部５ｄを備える。歯形成形部５ｃは好ましくはヘリカルギヤを形成するための凹凸形状を有し、より好ましくは３５°以上のねじれ角をもつヘリカルギヤを形成するための凹凸形状を有する。

下型回転部６の下端には下型回転部６を回転させるための１つ以上の下ベアリング１３が配され、下ベアリング１３の下部には下型固定部１１が下パンチ４と同軸上に配置されて、ノックアウトピン２０３を内嵌する。下型固定部１１の上端は下ベアリング１３に当接して下型回転部６を回転自在に保持する。

下型７は下型固定部１１と下型外縁部１４とからなり、下型外縁部１４は下型ホルダ５２によってダイセット８０の下側６２に上向きに固定される。下型外縁部１４は、ダイ５、下型回転部６、中間ベアリング１２、下ベアリング１３、及び下型固定部１１をその内部に収納している。下型回転部６は上下摺動及び軸回転可能に下型外縁部１４の内周面に当接しており、下型固定部１１は上下摺動可能に下側外縁部１４の内周面に当接する。下型７は下型ホルダ５２によって上向きに固定される。

（第１の実施の形態の製造方法）
次に本実施の形態の製造方法を示す。図１は前述のように成形前の鍛造装置１００の構造図であり、図２は図１のダイ５のキャビティ５ａ内を拡大した断面図である。図３は成形中の状態の鍛造装置１００を示す構造図であり、素材Ｗの加工が始まり上パンチ１でヘリカルギヤを１／２成形した状態を示す。図４は成形中の状態のダイ５のキャビティ５ａ内を示す断面図である。

ダイ５の中央に位置するキャビティ５ａに素材Ｗをセットし、スライド２０１を下降させることで、スライド２０１に固定された上パンチ１を下降させて、素材Ｗの上面Ｗｃに上パンチ１の押圧面を当接させ、成形を開始する（図１、図２）。スライド２０１によって上パンチ１をそのまま下降させると、キャビティ５ａ内に形成された歯形成形部５ｃに沿って、素材Ｗがねじれるようにして押し込められ、素材Ｗの外周面Ｗａに歯形が成形される（図３、図４）。素材Ｗがキャビティ５ａ内に押し込められる間、歯形成形部５ｃ及びダイ５は素材Ｗから素材Ｗのねじれの向きに力Ｆ１を受け、回転力Ｆ１ａが生じる（図４）。

ここで「ねじれの向き」とは、素材Ｗが成形される間に、キャビティ５ａ内で螺旋状にねじれて回転する向きのことであり、ダイ５ならば歯形成形部５ｃの螺旋の流れの向き、また成形品Ｇならば歯先に向かって螺旋状となった歯筋Ｂが流れる向きである。キャビティ５ａの歯形成形部５ｃ及びダイ５がねじれの向きの力Ｆ１によって回転力Ｆ１を受けることで、一体となったダイ５と下型回転部６とが、回転力Ｆ１の向きに回動する。

上パンチ１がねじれの向きにキャビティ５ａ及びダイ５に力Ｆ１を与えて回転力Ｆ１ａが生じると、その反作用により、上パンチ１は同時にキャビティ或いはダイ５に対し、ねじれの向きと反対向きに力Ｆ２を受け、回転力Ｆ２ａが生じる（図４）。上パンチ１は上型回転部２に固定支持され、上型回転部２は上ベアリング８を介して上型３に回転自在に支持されているため、上パンチ１と上型回転部２は、ねじれの向きとは反対向きの力Ｆ２によって回転力Ｆ２ａの向きに一体となって回動する。

素材Ｗの成形中、すなわち下方から上向きの圧力負荷に対し、上型回転部２の外周面２ａと上型外縁部１０の内周面下部１０ａとの間には、間隙１５が生じる構成とされている（図３）。従って成形中、外周面２ａと内周面下部１０ａの接触面積が減少する構成となり、上型回転部２の回転による摺動面の摩擦力が軽減され、回転が容易となる。

中間ベアリング１２には下型回転部６との間に、取付け時に０．１ｍｍ程度の間隙１６が設けられている（図３）。また素材Ｗの成形中、ダイ５の底部５ｆと下型回転部６の内部底面６ｂとは接触している。これらにより成形中、中間ベアリング１２は作動しない構成となり、ダイ５を下型回転部６に対して不動状態で保持することができる。
また、下型回転部６の外周面上部６ｃと下型外縁部１４の内周面上部１４ａとの間には間隙１７が予め設けられており、このことにより成形中、一体となったダイ５と下型回転部６は、少ない摩擦で回動することができる。
このように成形時には、中間ベアリング１２には荷重が負荷されず、ダイ５を回転させる下ベアリング１３と、上パンチ１を回転させる上ベアリング８に荷重が負荷されている。

図５は成形完了またはノックアウト開始時の状態の鍛造装置１００を示す構造図である。図６は成形完了またはノックアウト開始時の状態のダイ５のキャビティ５ａ内を示す断面図である。

ダイ５がねじれの向きに螺旋状に力Ｆ１を受けて回動しながら上パンチ１が下死点まで到達する間に、素材Ｗにはその外周面Ｗａに歯形が漸次形成され、下死点に到達すると成形品Ｇの歯形形状が完成する（図５、図６）。図６は素材Ｗの頂部外周面Ｗｂに歯形を形成させたヘリカルギヤの成形品Ｇが記載されているが、この形状に限らず、素材Ｗの外周面全体に歯形が形成されていてもよい。ダイ５を回転させる下ベアリング１３と、上パンチ１を回転させる上ベアリング８には成形中、上パンチ１の押圧によって継続して荷重が負荷されているが、下死点に到達すると荷重はなくなる。

図７はノックアウト中の状態の鍛造装置１００を示す構造図であり、鍛造されたヘリカルギヤを金型から１／２ストローク取り出している状態を示す。図８はノックアウト完了状態の鍛造装置１００を示す構造図である。

成形完了後、スライド２０１を上昇させることにより、素材Ｗに接触していた上パンチ１が上方へ引き抜かれ、ノックアウトが開始される。ボルスタ２０２の中央及び下パンチ４の下部に配されたノックアウトピン２０３を上昇させることによって、ノックアウトピン２０３と連続する円柱形状の下パンチ４が上昇し、下パンチ４により成形品Ｇの下部を押圧して成形品Ｇを上方へ突き上げて、ノックアウトさせる。

ノックアウト時には、下パンチ４によって素材Ｗが押し上げられることでダイ５に上向きの負荷が生じて、ダイ５及び中間ベアリング１２が上方へ押し上げられる。そのため、間隙１６によって隔てられていた中間ベアリング１２と下型回転部６とが接触し、中間ベアリング１２が作動可能な構成となる。
また、下型回転部６が上方に押し上げられたことに伴い、間隙１７によって隔てられていた下型外縁部１４の内周面上部１４ａと下型回転部６の外周面上部６ｃとが接触して、下型回転部６が下型外縁部１４に対して不動状態に保持される。
さらに、ダイ５の底部５ｆと下型回転部６の内部底面６ｂとの分離面１８が、僅かに離れることで、ダイ５が回転する際、ダイ５と下型回転部６との間に生じる摩擦力が減少し、ダイ５の回転が容易となる。
加えて、下型回転部６と下ベアリング１３との分離面１９も、僅かに離れ、下ベアリング１３には荷重がかからない構成となる。
これらのことにより、ノックアウト中には、下ベアリング１３は作動しない構成となり、下型回転部６は下型外縁部１４に対して固定されて一体となる。一方で、中間ベアリング１２には荷重が作用することで、中間ベアリング１２のみ作動し、ダイ５が下型回転部６に対して回転自在に保持され、回転する（図７）。このように、中間ベアリング１２は、ノックアウト用ベアリングとして使用される。
ノックアウト時、中間ベアリング１２のみ作動することで、ダイ５だけが独立して回転可能となり、成形品Ｇにかかるノックアウト荷重が減少し、従来生じていたノックアウトによる成形品Ｇの加工精度の劣化を防ぐことができる。またダイ５だけが回転するため、成形時より低い押圧力でノックアウトしても容易に回転できる。

（第２の実施の形態）
本実施の形態では鍛造装置１００は素材Ｗの冷却手段としてエア冷却装置９０を備える。その他の構成は第１の実施形態と同様であるため省略する。図１１は、本実施の形態におけるエア冷却装置９０を備えた鍛造装置１００を側面から示す構造図である。

エア冷却装置９０は鍛造装置１００の外部に設置されて鍛造装置１００に接続される構成としても良いし、鍛造装置１００に直接備えつけられても良い。素材Ｗをダイ５のキャビティ５ａ内に挿入し、加工が開始されたらエアＡを吹き込む。エアＡは下型回転部６と下ベアリング１３直下の、下型固定部１１に設けられた貫通孔９１を通り、下パンチ４の直下のピース９２の側面に設けられた、ピース９２が回転するための帯状の溝９３を介してピース９２内部に進入し、ピース中央部にあけた穴を通って下パンチ４の中央孔を通過して、素材Ｗまたは成形品Ｇ直下のキャビティ５ａ内に進入し、素材Ｗまたは成形品Ｇの下面を冷却する。エアＡは鍛造装置１００の隙間を通り、ダイ５直下の下型回転部６にあけられた貫通孔９４を通り、下型回転部６が回転するための帯状の溝９５を介して外部へ排出される（図１１）。加工によって加熱された素材Ｗを、冷却手段により冷却することで加工精度を低下させることなくより迅速に成形することが可能となり、生産性が向上する。

なお、ピース９２が回転するための帯状の溝９３とは、ピース９２が回転することで、ピース９２に設けられた貫通孔９１と、下型固定部１１に設けられた貫通孔１１との位置が一致しなくなることにより、エアＡの通気が遮断される事態を防ぐためのものである。この帯状の溝９３は、ピース９２が回転する際の、ピース９２の外周面と、下型固定部１１の貫通孔９１との摺動面、またはピース９２の貫通孔９１と、下型固定部１１の内周面との摺動面に沿って設けられる。すなわちピース９２の外周面上（外径部）を周回するようにして帯状に設けられても良く、下型固定部１１の内周面上（内径部）を周回するようにして帯状に設けられても良い。また同様に、下型回転部６が回転するための帯状の溝９５とは、下型回転部６が回転することで、下型回転部６に設けられた貫通孔９４と、下型外縁部１４に設けられた貫通孔９４との位置が一致しなくなることにより、エアＡの通気が遮断される事態を防ぐためのものである。この帯状の溝９５は、下型回転部６が回転する際の、下型回転部６の外周面と、下型外縁部１４の貫通孔９１との摺動面、または下型回転部６の貫通孔９１と、下型外縁部１４の内周面との摺動面に沿って設けられる。すなわち下型回転部６の外周面上（外径部）を周回するようにして帯状に設けられても良く、下型外縁部１４の内周面上（内径部）を周回するようにして帯状に設けられても良い。

冷却手段はエアＡにより素材Ｗを冷却するエア冷却装置９０に限定はされないが、一般に鍛造装置にはオイルが使用される性質上、冷却した空気または窒素ガスなど、冷却した気体を用いることが望ましい。また下死点までプレス加工した時点から時間を置くことにより素材を冷却する冷却装置であってもよく、例えばサーボプレスによって実現され得る。この場合、サーボプレスによりプレス加工とノックアウトのタイミングに関して時間管理を行うことで素材Ｗの冷却を行うため、サーボプレス装置が冷却効果を向上させることができる。

なお成形品Ｇの冷却装置及び方法としては、金型への熱の伝導により計算では８０℃程度の温度低下を生じさせるため、下死点で停止させるだけでも冷却効果が期待できる。好ましくは本実施の形態に記載されるような強制的エアなどにより冷却することで１５０℃程度の温度低下をさせることで歯筋誤差が低減し、精度の向上を図ることができる。また、鍛造前の素材を予め加熱すること（予熱）によって温度上昇をさせ、素材成形完了時の温度と、ノックアウト開始時との温度差を生じさせても良い。さらに、鍛造前の素材を予め１００℃程度に加熱して予熱成形して温度上昇させ、エアにより強制冷却と組み合わせることで温度低下をさらに大きくさせることで、温度差をさらに大きくして収縮量を大きくすることもできる。

（実施例）
本発明の実施例を以下に示す。図１２は、加工条件、特に、成形速度（ｓｐｍ）及びＢＫＯ速度（ｓｐｍ）の違いによる歯形の精度を歯筋誤差によって示したグラフである。図１２−Ａは右歯面の歯筋誤差を示し、図１２−Ｂは左歯面の歯筋誤差を示す。

ここで、「歯筋誤差（ｈｅｌｉｘ ｄｅｖｉａｔｉｏｎ）」とは、ＪＩＳ規格で、「測定歯筋の設計歯筋に対する偏差」として規定され、加工精度の指標として精度評価に用いられる。一般的に、成形品Ｇの先端Ｗｄに近づくにつれて、歯形の歯筋誤差が大きくなる傾向にあるため、歯筋誤差を、成形品Ｇの歯形の精度評価に用いることができる。図１２において「成形速度」とは、素材Ｗに歯形を成形するまでの速度を表わし、スライド２０１が下降して下死点に到達するまでの速度を示し、「加工速度」と表現されても良い。「ＢＫＯ（Ｂｅｄ ｋｎｏｃｋｏｕｔ）速度」とは、ベッドに設けられたノックアウト機構により下方から上方に押し出してノックアウトする速度を表わし、「ノックアウト速度」と表現されても良い。「ｓｐｍ（Ｓｔｒｏｋｅｓ ｐｅｒ ｍｉｎｕｔｅ）」とは、１分間のストローク回数を表わす。図１１のＹ軸に記載された、「先端」とは、成形品Ｇの先端Ｗｄを意味し（図６）、「アプローチ」とは、成形品ＧのアプローチＷｅを意味し（図６）、「位置（ｍｍ）先端←→アプローチ」とは、成形品Ｇの先端Ｗｄを始点とした長手方向の位置のことであり、例えば１０ｍｍであれば、成形品Ｇの先端Ｗｄを０ｍｍとして、先端Ｗｄから成形品Ｇの中心軸Ｏに沿って１０ｍｍ離れた位置を指す。

油圧プレス（条件１）では成形速度２．５ｓｐｍ、ＢＫＯ速度２．５ｓｐｍで加工した。メカニカルプレスで（条件２）は成形速度４０ｓｐｍ、ＢＫＯ速度４０ｓｐｍで加工した。サーボプレスでは成形速度及びＢＫＯ速度を変えることが可能であり、成形速度及びＢＫＯ速度を変えて３通りの条件で行った。サーボプレス（条件３）では成形速度１０ｓｐｍ、ＢＫＯ速度１０ｓｐｍで加工を行った。サーボプレス（条件４）では成形速度５０ｓｐｍ、ＢＫＯ速度１０ｓｐｍで加工した。サーボプレス（条件５）では成形速度１０ｓｐｍ、ＢＫＯ速度５０ｓｐｍで加工した。

本実施例の結果、右歯面（図１２−Ａ）、左歯面（図１２−Ｂ）とも、「位置（ｍｍ）先端←→アプローチ」が０ｍｍ〜約１０ｍｍの範囲で、歯筋誤差（μｍ）は条件４＜条件１＜条件５＜条件３＜条件２の順となった。なお左歯面では「位置（ｍｍ）先端←→アプローチ」が０ｍｍ〜約２０ｍｍの範囲で同様の結果となった。
このことから、ただ成形速度及びＢＫＯ速度を遅くすると歯筋誤差（μｍ）が小さくなるだけではなく、成形速度を速くするともにＢＫＯ速度を遅くすることにより、歯筋誤差がさらに小さくなることが明らかとなった。またＢＫＯ速度２．５ｓｐｍの条件１と、ＢＫＯ速度１０ｓｐｍの条件４とでは、歯筋誤差（μｍ）は条件４＜条件１の順となったことから、ＢＫＯ速度がある程度速くとも、成形速度とＢＫＯ速度との差があることで、歯筋誤差を小さくすることが可能であることが明らかとなった。従って、サーボプレスを用いて、成形速度とＢＫＯ速度を調整し、歯筋誤差を小さくすることが可能である。

上記実施例１を表１にまとめた。成形速度及びＢＫＯ速度の条件値、該条件に基づく生産量、及び歯筋誤差の結果から、各鍛造装置の加工精度評価及び生産性評価を行い、それに基づき総合評価を行った。
ここで「生産量（ｐｃｓ／ｍｉｎ）」とは、１分間に生産される成形品Ｇの個数を表わす。

油圧プレスでは成形速度及びＢＫＯ速度が遅いため、加工精度（歯筋誤差）は向上するが生産性（生産量）は低下する。一方でメカニカルプレスでは成形速度及びＢＫＯ速度が速いため、加工精度は低下するが生産性は向上する。油圧プレスやメカニカルプレスでは成形速度及びＢＫＯ速度を独立して制御することはできず各々上述の欠点を備えていたが、サーボプレスでは成形速度及びＢＫＯ速度を独立して制御することが可能であるため、成形速度を上げるとともにＢＫＯ速度を下げることで、加工精度を高く維持しながら生産性を向上させた鍛造装置１００の製造が可能となる。

以上から、鍛造装置１００において、成形速度（ｓｐｍ）は４０ｓｐｍ以上とすることが好ましく、性能の良い潤滑剤の使用によって５０ｓｐｍ以上とする。ＢＫＯ速度（ｓｐｍ）は１０ｓｐｍ以下とし、より好ましくは５ｓｐｍ以下とする。好ましくは、成形速度（ｓｐｍ）とＢＫＯ速度（ｓｐｍ）の差分は３０ｓｐｍ以上とし、より好ましくは４０ｓｐｍ以上とする。好ましくは、生産量（ｐｃｓ／ｍｉｎ）が１４ｐｃｓ／ｍｉｎ以上、より好ましくは、生産量（ｐｃｓ／ｍｉｎ）が１９ｐｃｓ／ｍｉｎ以上となるように、成形速度（ｓｐｍ）とＢＫＯ速度（ｓｐｍ）は決定される。好ましくは、成形品Ｇの位置が成形品Ｇの先端Ｗｄより１０ｍｍの位置からアプローチ部分における歯筋誤差が２０（μｍ）以下、より好ましくは、１０（μｍ）以下となるように、成形速度（ｓｐｍ）とＢＫＯ速度（ｓｐｍ）が決定される。

ただし、表１に示すように、歯筋誤差（μｍ）を成形速度（ｓｐｍ）で比較した場合、歯筋誤差（μｍ）は、条件４（成形速度５０ｓｐｍ）＜条件５（成形速度１０ｓｐｍ）＜条件２（成形速度４０ｓｐｍ）の順となった。そして歯筋誤差（μｍ）をＢＫＯ速度（ｓｐｍ）で比較した場合、歯筋誤差（μｍ）は、条件５（ＢＫＯ速度１０ｓｐｍ）＜条件４（ＢＫＯ速度５０ｓｐｍ）＜条件２（ＢＫＯ速度４０ｓｐｍ）となった。
図１３や表２において後述するように、成形直後温度、ノックアウト直前温度、及び成形直後温度からノックアウト直前温度を差し引いた温度差が、歯筋誤差（μｍ）が決定される上で重要であることが明らかとなった。すなわち本発明では、成形速度（ｓｐｍ）やＢＫＯ速度（ｓｐｍ）は、成形直後温度、ノックアウト直前温度、及びその温度差を決める一つの要素であって、歯筋誤差（μｍ）が決定される上では、副次的要素であることが明らかとなった。

図１３は成形速度による成形品Ｇ（鍛造品）の温度上昇と排出時の成形品Ｇの温度分布を示すシミュレーションである。鍛造装置１００は加工成形時に下死点で２秒停止した後、成形品Ｇをノックアウトして生産する。
成形品Ｇの温度上昇を比較すると、遅い成形速度２．５ｓｐｍの場合、成形直後温度（℃）は２５０℃、中間の成形速度１０．０ｓｐｍの場合、成形直後温度（℃）は３００℃、速い成形速度５０．０ｓｐｍの場合、成形直後温度（℃）は４００℃で、成形品Ｇの温度上昇を比較すると、成形速度が速くなるにつれて、温度上昇が大きくなることが確認された。なお「成形直後温度（℃）」とは上パンチ１が下死点まで到達した加工成形直後における、素材Ｗの加工表面の温度を示す。
また各々の条件において下死点で２秒停止した場合の成形品Ｇの温度分布を比較すると、遅い成形速度２．５ｓｐｍの場合、ノックアウト直前温度（℃）は２５０℃、中間の成形速度１０．０ｓｐｍの場合、ノックアウト直前温度（℃）は２８０℃、速い成形速度５０．０ｓｐｍの場合、ノックアウト直前温度（℃）は３２０℃となり、成形速度が速い条件ほど温度が高いものの、上パンチ１が下死点まで到達した加工成形直後と２秒間経過後との温度差も大きいことが分かり、急激に温度が低下して温度変化が大きくなることが分かった。なお「ノックアウト直前温度（℃）」とは上パンチ１が下死点まで到達した加工成形直後から２秒間経過後、すなわちノックアウト直前の素材Ｗの加工表面の平均温度を示す。

表２は成形後からノックアウト時までの冷却によるギヤ部の収縮量を示す計算値であり、鍛造加工の際の温度差とギヤ外径寸法収縮量の相関を示す。図１４はそれをグラフで示したものである。
ここで「温度差（℃）」とは、温度変化量（℃）と呼ばれても良く、成形直後温度（℃）からノックアウト直前温度（℃）を差し引いた値であり、上パンチ１が下死点まで到達した加工成形直後と２秒間経過後との温度差（平均値）を示す。「ギヤ外径寸法収縮量（ｍｍ）」とは、加工成形直後と２秒間経過後とのギヤ部の外径の差であり、冷却によりギヤ部の収縮した量を示す。

上述のように温度差が大きくなるほど、ギヤ外径寸法収縮量（ｍｍ）も大きくなることが分かる。成形後からノックアウトまでの冷却により温度差が大きくなり、ギヤ部の収縮量が増えることで、最終的な成形品Ｇの精度が向上する。

成形速度との関係から温度差（℃）やギヤ外径寸法収縮量（ｍｍ）を検討すると、１０ｓｐｍ以下の成形速度では加工による発熱が少なく、下死点で冷却時間を設けても温度差が生じないため成形品Ｇのダイ５への食いつきが大きく、ノックアウト時に歯形の寸法変化が大きくなり精度が劣化する。一方で５０ｓｐｍの成形速度では加工による発熱が大きく、下死点で冷却時間を設けることにより温度差が生じるため成形品Ｇのダイ５への食いつきが小さくなり、歯形の寸法変化が少なく精度が良くなる。
従って成形速度が速いと温度上昇が大きく冷却したときの収縮が大きく型離れが良くなり、ノックアウト時に発生している歯形部分の変形が少なくなる。

以上から、鍛造装置１００において、好ましくは、成形直後温度（℃）は３００℃以上５００℃以下とする。ノックアウト直前温度（℃）は２００℃以上３００℃以下とする。温度差（℃）は１００℃以上２００℃以下とする。また好ましくは、ギヤ外径寸法収縮量（ｍｍ）が製品外径の０．２％程度となるように、温度差（℃）が決定されるか、または成形直後温度（℃）とノックアウト直前温度（℃）と温度差（℃）とが決定される。

従来の油圧プレス方式と、サーボプレス方式による新しい生産方法との生産量の違いを表３に示す。
ここで「ｒｐｍ（ｒｅｖｏｌｕｔｉｏｎ ｐｅｒ ｍｉｎｕｔｅ）」とは一般に、周期的に回転する装置において、１分間に何度同じ回帰を繰り返したかを指す。鍛造装置においてはその性能を示す指標の一つとして１分間のプレス回数を指すものである。表２における、「プレスサイクル数（ｒｐｍ）」とは、下死点で停止させなかった場合の１分間のプレス回数を指す。表２における「１サイクルタイム（ｓｅｃ）」とは、下死点で停止させなかった場合の１回のプレスにかかる時間（秒）を指し、１サイクルタイム（ｓｅｃ）＝６０／プレスサイクル数（ｒｐｍ）である。表２における「下死点停止時間（ｓｅｃ）」とは、素材の冷却のために上パンチ１を下死点で停止させた時間（ｓｅｃ）を指し、上パンチ１を下降させて停止した時点からノックアウトするまでの間の停止時間（ｓｅｃ）を指す。表２における「サイクルタイム（ｓｅｃ）」とは、下死点停止時間を含めた１回のプレスにかかる時間（秒）であり、サイクルタイム（ｓｅｃ）＝１サイクルタイム（ｓｅｃ）＋下死点停止時間（ｓｅｃ）である。表２における生産量（ｐｃｓ／ｍｉｎ）とは、下死点停止時間の条件を考量して算出された、鍛造装置における１分間に生産可能な成形品Ｇの個数のことであり、生産量（ｐｃｓ／ｍｉｎ）＝６０／サイクルタイム（ｓｅｃ）である。

油圧プレスではプレスサイクル数（ｒｐｍ）が低い分、生産量（ｐｃｓ／ｍｉｎ）が減少する。成形速度が遅く歯形を成形した際の温度上昇が低いため、下死点で停止させて素材を冷却する必要はないが、温度上昇が低いことでサーボプレスのように温度変化をさせた場合と比較すると加工精度が低下する。
一方サーボプレス方式であれば、成形速度を速くしてＢＫＯ速度をある程度遅くすることで、トータルで見た場合にはプレスサイクル数（ｒｐｍ）が大きく向上し、生産性が向上する。またノックアウト時の温度が低いことで、メカニカルプレスのような成形速度及びＢＫＯ速度が速い鍛造装置よりも精度が向上する。さらに、成形時の温度が高くかつノックアウト時の温度差が低いことで温度差が生じるため型離れが良くなり、油圧プレスのように温度変化が少ない装置に比べて、生産性が向上する。

なおサーボプレスを用いて説明を行ったが、成形速度、ＢＫＯ速度、及び下死点停止時間を独立して制御することが可能な方式であれば、加工精度を高く維持しながら生産性を向上させた鍛造装置１００の製造は可能であり、その方式は特に限定はされない。以上、本発明は、上述した実施の形態に限定されるものではなく、本発明は、その趣旨を逸脱しない範囲で適宜変更が可能である。

１００ 鍛造装置、
１ 上パンチ、
２ 上型回転部、
２ａ 上型回転部の外周面、
３ 上型、
４ 下パンチ、
５ ダイ、
５ａ ダイのキャビティ、
５ｂ キャビティの内周面、
５ｃ キャビティの歯形成形部、
５ｄ キャビティの挿入部、
５ｅ ダイの上部、
５ｆ ダイの底部、
６ 下型回転部、
６ａ 下型回転部の間隙、
６ｂ 下型回転部の内部底面、
７ 下型、
８ 上ベアリング、
９ 上型固定部、
１０ 上型外縁部、
１０ａ 上型外縁部の内周面下部、
１１ 下型固定部、
１２ 中間ベアリング、
１３ 下ベアリング、
１４ 下型外縁部、
１５ 上型回転部の間隙、
１６ 中間ベアリングの間隙、
１７ 下型外縁部の間隙（密着部、可変部）、
１８、１９ 分離面、
５１ 上型ホルダ、
５２ 下型ホルダ、
６１ ダイセット上側、
６２ ダイセット下側、
８０ ダイセット、
９０ 冷却装置、
９１、９４ 貫通孔、
９２ ピース、
９３、９５ 溝、
２００ プレス機、
２０１ スライド、
２０２ ボルスタ、
２０３ ノックアウトピン、
Ａ エア、
Ｂ 歯筋、
Ｇ 成形品、
Ｗ 素材、
Ｗａ 素材の外周面、
Ｗｂ 素材の外周面頂端部、
Ｗｃ 素材の上面、
Ｗｄ 素材の先端、
Ｗｅ 素材のアプローチ

Claims (8)

1. 素材に歯形を鍛造成形する鍛造装置であって、昇降自在に保持された上型と、前記上型に回転自在に保持された上型回転部と、前記上型回転部に固定されて前記上型回転部とともに回動する上パンチと、下型に回転自在に保持される下型回転部と、前記下型回転部に回転自在に保持されるダイを備えることを特徴とする鍛造装置。
2. 前記ダイは、前記ダイの上部に配置された中間ベアリングを介して前記下型回転部に内嵌されて、上方からの圧力に対して前記下型回転部に固定されるとともに下方からの圧力に対して前記下型回転部に回転自在に保持されることを特徴とする請求項１記載の鍛造装置。
3. 前記中間ベアリングと前記下型回転部との間には、前記素材成形中に前記中間ベアリングが作動せず、ノックアウト中に前記中間ベアリングが作動するための間隙が設けられていることを特徴とする請求項２記載の鍛造装置。
4. ねじれ角３５°以上のヘリカルギヤを鍛造成形するための請求項１から３のいずれか一項記載の鍛造装置。
5. 素材に歯形を鍛造成形する方法であって、昇降自在に保持された上型と、前記上型に回転自在に保持された上型回転部と、前記上型回転部に固定されて前記上型回転部とともに回動する上パンチと、下型に回転自在に保持される下型回転部と、前記下型回転部に回転自在に保持されるダイを備え、上ベアリングによって前記上パンチを回転させるとともに下ベアリングによって下型回転部を回転させながら素材を押圧することで素材成形をし、中間ベアリングによって前記ダイを回転させながらノックアウトすることを特徴とする鍛造方法。
6. 素材に歯形を鍛造成形する方法であって、上ベアリングによって上パンチを回転させるとともに下ベアリングによって下型回転部を回転させながら素材を押圧することで素材成形をし、中間ベアリングによってダイを回転させながらノックアウトするものであり、前記中間ベアリングは前記素材成形中には作動させずに前記素材成形を完了させ、前記上ベアリングと前記下ベアリングは前記ノックアウト中には作動させずに前記ノックアウトすることを特徴とする鍛造方法。
7. 前記素材成形時の温度から前記ノックアウト時の温度を差し引いた温度差が１００℃以上２００℃以下であることを特徴とする請求項５または６に記載の鍛造方法。
8. 歯筋誤差を小さくするために、サーボプレス方式によってノックアウト速度が成形速度よりも遅く設定されることを特徴とする請求項５から７のいずれか一項に記載の鍛造方法。