JP7648340B2

JP7648340B2 - Manufacturing method of press-molded products

Info

Publication number: JP7648340B2
Application number: JP2020017229A
Authority: JP
Inventors: 伸麻吉川; 光晴山形; 賢鈴木; 豪加藤; 知弘瀬詰
Original assignee: Nippon Steel Corp; JATCO Ltd
Current assignee: Nippon Steel Corp; JATCO Ltd
Priority date: 2020-02-04
Filing date: 2020-02-04
Publication date: 2025-03-18
Anticipated expiration: 2040-02-04
Also published as: JP2021122839A

Description

本発明は、プレス成形品の製造方法に関する。 The present invention relates to a method for manufacturing press-molded products.

鋼板などの金属材料からなる板材から成形品を製造する加工方法として板鍛造がある。板鍛造は、通常の板金プレスの中に局所的に鍛造を取り入れて肉厚を制御する方法である。肉厚を制御する方法としては、すえ込み、押出し、しごきなどの加工方法がある。しごき加工を伴う板鍛造では、板材の板厚よりも狭く設定されたパンチとダイスの間に板材を挟み込む。そして、パンチに対してダイスを板厚に直交する方向に移動させることで、板材を板厚方向に圧縮変形させつつ、板厚に直交する方向に引張変形させるように塑性加工を行う。この際、板材には、板厚に直交する方向に変形することに対して変形抵抗が生じるとともに、パンチ及びダイスそれぞれと板材とが接する面との間に摩擦抵抗が生じ、これら変形抵抗及び摩擦抵抗による応力が発生する。しごき加工時における変形抵抗及び摩擦抵抗による応力が板材の破断応力以上になってしまうと割れや破断に至ってしまう。このため、板鍛造を用いて板材を成形するに際しては、割れや破断に至らないような応力となるように制御することが求められている。 Plate forging is a processing method for manufacturing formed products from plate material made of metal materials such as steel plate. Plate forging is a method of controlling the thickness by locally incorporating forging into a normal sheet metal press. Methods for controlling the thickness include swaging, extrusion, and ironing. In plate forging with ironing, the plate material is sandwiched between a punch and a die set narrower than the thickness of the plate material. Then, by moving the die in a direction perpendicular to the thickness of the plate relative to the punch, the plate material is subjected to plastic processing so that it is compressed in the thickness direction and tensilely deformed in the direction perpendicular to the thickness. At this time, the plate material is subjected to deformation resistance against deformation in the direction perpendicular to the thickness of the plate, and frictional resistance is generated between the surfaces where the punch and die contact the plate material, and stress is generated due to these deformation resistance and frictional resistance. If the stress due to the deformation resistance and frictional resistance during ironing exceeds the breaking stress of the plate material, it will crack or break. For this reason, when forming plate material using plate forging, it is necessary to control the stress so that it does not lead to cracking or breaking.

例えば、特許文献１では、熱間プレス法によってプレス成形品を製造するに際して、成形中におけるパンチ及びダイスと鋼板との間の摩擦係数を０．３以下とする点が開示されている。このようにパンチ及びダイスと鋼板との間の摩擦係数を制御することで、成形時に破断や割れなどを発生させることなく熱間プレス法によってプレス成形品を製造することが可能であるとされている。 For example, Patent Document 1 discloses that when producing a press-molded product by hot pressing, the coefficient of friction between the punch and die and the steel sheet during molding is set to 0.3 or less. By controlling the coefficient of friction between the punch and die and the steel sheet in this way, it is said that it is possible to produce a press-molded product by hot pressing without causing breaks or cracks during molding.

特開２０１３－１７６８０３号公報JP 2013-176803 A

しかしながら、特許文献１に開示された技術であったとしても、パンチ及びダイスと鋼板との間に発生した摩擦抵抗に応じた応力が生じてしまう。このため、変形抵抗が破断や割れが生じないような程度となるように加工力を抑制する必要があり、さらなる成形限界の向上が求められている。特に、特許文献１のような熱間加工においては、熱間温度において板材の破断応力が低下するため、さらなる成形限界の向上が求められている。 However, even with the technology disclosed in Patent Document 1, stress occurs according to the frictional resistance generated between the punch and die and the steel sheet. For this reason, it is necessary to suppress the processing force so that the deformation resistance is at a level that does not cause breakage or cracking, and further improvement of the forming limit is required. In particular, in hot processing such as that in Patent Document 1, the breaking stress of the sheet material decreases at hot temperatures, so further improvement of the forming limit is required.

そこで、この発明は、上述した事情に鑑みてなされたものであって、底面部と側壁部とを有するプレス成形品を成形するに際して、底面部に対する側壁部の破断、割れを抑制することが可能なプレス成形品の製造方法を提供するものである。 Therefore, this invention has been made in consideration of the above-mentioned circumstances, and provides a method for manufacturing a press-molded product that can prevent the side wall portion from breaking or cracking relative to the bottom surface when molding a press-molded product having a bottom surface and a side wall portion.

上記の課題を解決するために、本発明は以下の手段を採用している。
すなわち、本発明の一態様に係るプレス成形品の製造方法は、底面部と前記底面部から突出する側壁部とを有するプレス成形品を成形する際に、第一の型と第二の型とにより前記側壁部の一部または全部をしごき加工するプレス成形品の製造方法であって、前記第一の型は、前記側壁部となる部分の第一の成形面に接する第一の型面を有し、前記第一の型面は、前記第一の成形面と対応して直線状に形成された直線部と、前記直線部から前記第一の型の端部へ延びるにしたがって拡径し前記端部に開口する導入部と、を有しており、前記第二の型は、前記側壁部となる部分の第二の成形面に接する第二の型面を有し、前記第一の型面を前記第一の成形面に対して前記底面部から離間する向きに相対移動させるとともに、前記第二の型面を前記第二の成形面に対して前記底面部に近接する向きに相対移動させて、前記第一の型面と前記第二の型面とによって前記側壁部となる部分をＡｃ３変態点以上の温度の熱間でしごき加工する際に、前記第一の型面と前記第一の成形面との摩擦係数μ１と、前記第二の型面と前記第二の成形面との摩擦係数μ２とが以下の式（１）の関係を満たし、前記しごき加工の後も、前記第一の型面と前記第二の型面が前記側壁部に接した状態を維持して前記側壁部を冷却する。
μ１＜μ２・・・・・式（１）
この方法によれば、第一の型面を第一成形面に対して底面部から離間する向きに、第二の型面を第二成形面に対して底面部に近接する向きに相対移動させることで、第一の型面と第二の型面との間にある側壁部となる部分は、熱間でしごき加工される。この際、第一の成形面には、第一の型面が接しており底面部から離間する向きに摩擦力が生じる。また、第二の成形面には、第二の型面が接しており底面部に近接する向きに摩擦力が生じる。
このため、しごき加工時に、側壁部と底面部との接続部分には、第一の型面による底面部から離間する向きに作用する摩擦力と、第二の型面による底面部に近接する向きに作用する摩擦力との合力が作用する。ここで、第一の型面と第一の成形面との摩擦係数μ１を第二の型面と第二の成形面との摩擦係数μ２よりも小さくすることで、側壁部と底面部との接続部分とに作用する第一の型面及び第二の型面による摩擦力の合力を、引張力であってより小さくすることができ、または、圧縮力とすることができる。このため、熱間でのしごき加工時における底面部に対する側壁部の破断、割れを抑制することができる。 In order to solve the above problems, the present invention employs the following means.
That is, a manufacturing method of a press-molded product according to one aspect of the present invention is a manufacturing method of a press-molded product in which, when molding a press-molded product having a bottom surface portion and a side wall portion protruding from the bottom surface portion, a part or all of the side wall portion is ironed by a first die and a second die, the first die has a first die surface that is in contact with a first molding surface of a portion that will become the side wall portion, the first die surface has a straight line portion formed in a straight line corresponding to the first molding surface, and an introduction portion that expands in diameter as it extends from the straight line portion to an end portion of the first die and opens at the end portion, and the second die has a second die surface that is in contact with a second molding surface of a portion that will become the side wall portion, and when the first mold surface is moved relative to the first molding surface in a direction away from the bottom surface portion and the second mold surface is moved relative to the second molding surface in a direction approaching the bottom surface portion, and the portion that becomes the side wall portion is hot ironed by the first mold surface and the second mold surface at a temperature equal to or higher than the Ac3 transformation point , a friction coefficient μ1 between the first mold surface and the first molding surface and a friction coefficient μ2 between the second mold surface and the second molding surface satisfy the relationship of the following formula (1), and even after the ironing, the first mold surface and the second mold surface are maintained in contact with the side wall portion to cool the side wall portion.
μ1<μ2...Formula (1)
According to this method, the first mold surface is moved relative to the first molding surface in a direction away from the bottom surface, and the second mold surface is moved relative to the second molding surface in a direction approaching the bottom surface, so that the portion that will become the sidewall portion between the first mold surface and the second mold surface is hot ironed. At this time, the first mold surface is in contact with the first molding surface, and a frictional force is generated in a direction away from the bottom surface. Also, the second mold surface is in contact with the second molding surface, and a frictional force is generated in a direction approaching the bottom surface.
Therefore, during the ironing process, the resultant force of the frictional force acting in a direction away from the bottom surface by the first mold surface and the frictional force acting in a direction approaching the bottom surface by the second mold surface acts on the connection portion between the sidewall portion and the bottom surface. Here, by making the friction coefficient μ1 between the first mold surface and the first molding surface smaller than the friction coefficient μ2 between the second mold surface and the second molding surface, the resultant force of the frictional forces acting on the connection portion between the sidewall portion and the bottom surface by the first mold surface and the second mold surface can be a tensile force that is smaller, or can be a compressive force. Therefore, it is possible to suppress the breakage and cracking of the sidewall portion relative to the bottom surface during the hot ironing process.

また、上記プレス成形品の製造方法において、前記側壁部の成形は熱間加工によって実施され、前記摩擦係数μ１及び前記摩擦係数μ２は、前記熱間加工における熱間加工温度での摩擦係数であるものとしても良い。
この方法によれば、熱間加工における熱間加工温度で、第一の型面と第一の成形面との摩擦係数μ１を第二の型面と第二の成形面との摩擦係数μ２よりも小さくすることで、熱間でのしごき加工において、底面部に対する側壁部の破断、割れをより確実に抑制することができる。 In addition, in the above-mentioned method for manufacturing a press-molded product, the forming of the side wall portion may be performed by hot working, and the friction coefficient μ1 and the friction coefficient μ2 may be friction coefficients at a hot working temperature in the hot working.
According to this method, by making the friction coefficient μ1 between the first mold surface and the first molding surface smaller than the friction coefficient μ2 between the second mold surface and the second molding surface at the hot working temperature in the hot working, it is possible to more reliably suppress fracture or cracking of the side wall portion against the bottom portion during hot ironing.

また、上記プレス成形品の製造方法において、前記第一の型面と前記第一の成形面との間に第一の潤滑剤を介在させるものとしても良い。
この方法によれば、第一の潤滑剤により、第一の型面と第一の成形面との摩擦係数μ１を第二の型面と第二の成形面との摩擦係数μ２よりも小さくすることができる。 In the above-described method for producing a press-molded product, a first lubricant may be interposed between the first die surface and the first molding surface.
According to this method, the first lubricant can make the friction coefficient μ1 between the first die surface and the first molding surface smaller than the friction coefficient μ2 between the second die surface and the second molding surface.

また、上記プレス成形品の製造方法において、前記第二の型面と前記第二の成形面との間に、前記第一の潤滑剤とは異なる種類の第二の潤滑剤を介在させるものとしても良い。
この方法によれば、第二の潤滑剤により、第二の型面と第二の成形面との間の摺動状態を良好なものとしつつ、第一の型面と第一の成形面との摩擦係数μ１を第二の型面と第二の成形面との摩擦係数μ２よりも小さくすることができる。 In addition, in the above-mentioned method for manufacturing a press-molded product, a second lubricant of a type different from the first lubricant may be interposed between the second mold surface and the second molding surface.
According to this method, the second lubricant can improve the sliding condition between the second mold surface and the second molding surface, while making the friction coefficient μ1 between the first mold surface and the first molding surface smaller than the friction coefficient μ2 between the second mold surface and the second molding surface.

また、上記プレス成形品の製造方法において、前記第一の型は、型本体と、型本体の表面に配された第一のコーティング層とを有し、前記第一のコーティング層の表面によって前記第一の型面が構成されて前記摩擦係数μ２よりも低い摩擦係数μ１を付与しているものとしても良い。
この方法によれば、第一のコーティング層により、第一の型面と第一の成形面との摩擦係数μ１を第二の型面と第二の成形面との摩擦係数μ２よりも小さくすることができる。 Furthermore, in the above-mentioned manufacturing method for a press-molded product, the first mold may have a mold body and a first coating layer arranged on a surface of the mold body, and the first mold surface may be constituted by the surface of the first coating layer, thereby imparting a friction coefficient μ1 lower than the friction coefficient μ2.
According to this method, the first coating layer can make the coefficient of friction μ1 between the first mold surface and the first molding surface smaller than the coefficient of friction μ2 between the second mold surface and the second molding surface.

また、上記プレス成形品の製造方法において、前記第二の型は、型本体と、型本体の表面に配された第二のコーティング層とを有し、前記第二のコーティング層の表面によって前記第二の型面が構成されて前記摩擦係数μ１よりも高い摩擦係数μ２を付与しているものとしても良い。
この方法によれば、第二のコーティング層により、第二の型面と第二の成形面との間の摺動状態を良好なものとしつつ、第一の型面と第一の成形面との摩擦係数μ１を第二の型面と第二の成形面との摩擦係数μ２よりも小さくすることができる。 Furthermore, in the above-mentioned manufacturing method for a press-molded product, the second mold may have a mold body and a second coating layer arranged on a surface of the mold body, and the second mold surface may be constituted by the surface of the second coating layer, thereby imparting a friction coefficient μ2 higher than the friction coefficient μ1.
According to this method, the second coating layer can improve the sliding condition between the second mold surface and the second molding surface, while making the friction coefficient μ1 between the first mold surface and the first molding surface smaller than the friction coefficient μ2 between the second mold surface and the second molding surface.

また、上記プレス成形品の製造方法において、前記第二の型とともに前記底面部を挟んで押える押え型を有するものとしても良い。
この方法によれば、第二の型と押え型とによって底面部を挟んで押さえた状態で、第一の型と第二の型とによって、側壁部と底面部との破断や割れを抑制しつつ側壁部となる部分をしごき加工することができる。 In addition, the above-mentioned method for producing a press-molded product may further include a pressing die that, together with the second die, sandwiches and presses the bottom portion.
According to this method, while the bottom portion is clamped and held down by the second die and the pressing die, the portion that will become the side wall portion can be ironed by the first die and the second die while suppressing fracture or cracking of the side wall portion and the bottom portion.

また、上記プレス成形品の製造方法において、前記第一の型面は、前記第一の成形面と対応して直線状に形成されているものとしても良い。
この方法によれば、第一の成形面と対応する直線状の第一の型面によって、第一の成形面を広い範囲にわたって押さえてしごき加工をすることで、第一の成形面を精度良く成形しつつ、広い範囲にわたって押さえることによって生じる摩擦力の影響を最小限に抑えることができる。 In the above-described method for producing a press-molded product, the first mold surface may be formed linearly in correspondence with the first molding surface.
According to this method, the first molding surface is pressed over a wide area by the linear first mold surface corresponding to the first molding surface to perform the ironing process, thereby enabling the first molding surface to be precisely molded while minimizing the effects of frictional forces caused by pressing over a wide area.

本発明によれば、底面部と側壁部とを有するプレス成形品を成形するに際して、底面部に対する側壁部の破断、割れを抑制することができる。 According to the present invention, when forming a press-formed product having a bottom surface and a side wall portion, it is possible to suppress breakage or cracking of the side wall portion relative to the bottom surface.

第１の実施形態のプレス成形品の製造方法で製造されるプレス成形品を示す断面図である。1 is a cross-sectional view showing a press-formed product manufactured by a method for manufacturing a press-formed product according to a first embodiment. FIG. 図１に示すプレス成形品を製造するための鋼材を示す平面図である。FIG. 2 is a plan view showing a steel material for manufacturing the press-formed product shown in FIG. 1 . 第１の実施形態のプレス成形品の製造方法を説明するフロー図である。FIG. 2 is a flow diagram illustrating a manufacturing method of a press-molded product according to the first embodiment. 第１の実施形態のプレス成形品の製造方法を用いてプレス成形品を製造するための加工装置である。1 is a processing device for manufacturing a press-molded product using the method for manufacturing a press-molded product according to the first embodiment; 第１の実施形態のプレス成形品の製造方法を説明する手順図である。1 is a flowchart illustrating a method for manufacturing a press-molded product according to a first embodiment. FIG. 第１の実施形態のプレス成形品の製造方法において、鋼材に対して作用する力の成分を説明する説明図である。4 is an explanatory diagram illustrating components of a force acting on a steel material in the manufacturing method of a press-formed product according to the first embodiment. FIG. 摩擦係数と摺動距離との関係を評価したグラフである。1 is a graph evaluating the relationship between the friction coefficient and the sliding distance. 第２の実施形態のプレス成形品の製造方法を用いてプレス成形品を製造するための加工装置である。1 is a processing device for manufacturing a press-molded product using a method for manufacturing a press-molded product according to a second embodiment. 第１の実施形態のプレス成形品の製造方法でプレス成形品を製造する際の応力状態を有限要素法で解析した実施例１の結果を示す解析図である。1 is an analysis diagram showing the results of Example 1 in which the stress state when a press-molded product is manufactured by the manufacturing method of the press-molded product of the first embodiment is analyzed by the finite element method. FIG. 第１の実施形態のプレス成形品の製造方法でプレス成形品を製造する際の応力状態を有限要素法で解析した実施例２の結果を示す解析図である。1 is an analysis diagram showing the results of Example 2 in which the stress state when a press-molded product is manufactured by the manufacturing method of the press-molded product of the first embodiment is analyzed by the finite element method. FIG.

（第１の実施形態）
以下、本発明に係る第１の実施形態について図１から図１０を参照して説明する。図１は、本実施形態のプレス成形品の製造方法で製造されるプレス成形品の例を示している。図１に示すように、プレス成形品１０は、カップ形状に形成されており、円板状の底面部１１と、底面部１１の周縁から突出する円筒状の側壁部１２とを備える。このようなプレス成形品１０は、例えば、底面部１１を軸部材に取り付け、側壁部１２が他部品と係合または摩擦により接続される動力伝達部材として用いられる。なお、他部品へ動力を伝達するために、側壁部１２に周方向に沿って複数の凸部を設けた歯車形状とするようにしても良い。このようなプレス成形品１０は、例えば、図２に示す円板状の鋼材２０から、本実施形態のプレス成形品１０の製造方法を用いた熱間の板鍛造によって成形される。すなわち、鋼材２０の中心Ｌ２０を含む円形状の中心部２１がプレス成形品１０における底面部１１となり、中心部２１の外周に位置する円環状の環状部２２が塑性変形することでプレス成形品１０における側壁部１２となる。側壁部１２を形成する際には肉厚を減少させるしごき加工が施される。また、プレス成形品１０の側壁部１２において、外周面１２ａが本実施形態のプレス成形品１０の製造方法を用いて成形される第一の成形面に相当し、内周面１２ｂが同方法を用いて成形される第二の成形面に相当する。なお、特に断りの無い限り、本実施形態では、プレス成形品１０の中心軸Ｌ１０に沿う方向を上下方向Ｘとし、底面部１１が下側、側壁部１２が上側に配置され、底面部１１から側壁部１２が上向きに延びるようにプレス成形品１０及び対応する加工装置が配置されているものとして説明する。 First Embodiment
Hereinafter, a first embodiment of the present invention will be described with reference to FIGS. 1 to 10. FIG. 1 shows an example of a press-molded product manufactured by the manufacturing method of the press-molded product of this embodiment. As shown in FIG. 1, the press-molded product 10 is formed in a cup shape and includes a disk-shaped bottom surface portion 11 and a cylindrical side wall portion 12 protruding from the periphery of the bottom surface portion 11. Such a press-molded product 10 is used as a power transmission member in which the bottom surface portion 11 is attached to a shaft member and the side wall portion 12 is engaged with or connected to another part by friction. In order to transmit power to another part, the side wall portion 12 may be formed into a gear shape with multiple convex portions provided along the circumferential direction. Such a press-molded product 10 is formed, for example, from a disk-shaped steel material 20 shown in FIG. 2 by hot plate forging using the manufacturing method of the press-molded product 10 of this embodiment. That is, a circular central portion 21 including a center L20 of the steel material 20 becomes the bottom surface portion 11 of the press-formed product 10, and an annular annular portion 22 located on the outer periphery of the central portion 21 becomes the side wall portion 12 of the press-formed product 10 by plastic deformation. When forming the side wall portion 12, an ironing process is performed to reduce the thickness. In addition, in the side wall portion 12 of the press-formed product 10, the outer peripheral surface 12a corresponds to a first molding surface formed using the manufacturing method of the press-formed product 10 of this embodiment, and the inner peripheral surface 12b corresponds to a second molding surface formed using the same method. In this embodiment, unless otherwise specified, the direction along the central axis L10 of the press-formed product 10 is the up-down direction X, the bottom surface portion 11 is disposed on the lower side, the side wall portion 12 is disposed on the upper side, and the press-formed product 10 and the corresponding processing device are disposed so that the side wall portion 12 extends upward from the bottom surface portion 11.

次に、本実施形態のプレス成形品１０の製造方法の詳細について説明する。図３は、本実施形態のプレス成形品１０の製造方法の詳細を説明するフロー図である。図３に示すように、本実施形態のプレス成形品１０の製造方法は、鋼材２０をＡｃ３変態点以上の温度まで加熱させる加熱工程Ｓ１と、Ａｃ３変態以上の温度となっている鋼材２０に加工を行う加工工程Ｓ２とを備える。加熱工程Ｓ１では、加熱時オーステナイト変態完了温度であるＡｃ３変態点以上となる温度まで鋼材２０を加熱することで、鋼材２０は、オーステナイト相となる。 Next, the details of the manufacturing method of the press-formed product 10 of this embodiment will be described. FIG. 3 is a flow diagram illustrating the details of the manufacturing method of the press-formed product 10 of this embodiment. As shown in FIG. 3, the manufacturing method of the press-formed product 10 of this embodiment includes a heating step S1 in which the steel material 20 is heated to a temperature equal to or higher than the Ac3 transformation point, and a processing step S2 in which the steel material 20, which has a temperature equal to or higher than the Ac3 transformation point, is processed. In the heating step S1, the steel material 20 is heated to a temperature equal to or higher than the Ac3 transformation point, which is the austenite transformation completion temperature when heated, so that the steel material 20 becomes an austenite phase.

図４は、加工工程Ｓ２で用いられる加工装置の一例を示している。図４に示すように、加工装置３０は、ダイス（第一の型）３１と、ダイス３１とともに鋼材２０の環状部２２を挟み込むパンチ（第二の型）３２と、ダイス３１とともに鋼材２０の中心部２１を挟み込む押え型３３とを備えている。ダイス３１は、プレス成形品１０における側壁部１２の外周面１２ａと対応して円周面状に形成された第一の型面３１ａを有する筒状の部材である。図４に示すように、プレス成形品１０の中心軸Ｌ１０を含む断面において、第一の型面３１ａは、側壁部１２の外周面１２ａと対応して直線状に形成された直線部３１ｂと、直線部３１ｂの上端から上方へと延びるに従って拡径し上方に開口する導入部３１ｃとを有する。パンチ３２は、底面部１１の形状と対応する円形状に形成された下面である押圧面３２ａと、押圧面３２ａの周縁から上方に延びる円周面であり側壁部１２の内周面１２ｂと対応した第二の型面３２ｂとを有する。ダイス３１の第一の型面３１ａにおける直線部３１ｂの内径とパンチ３２の第二の型面３２ｂの外径との差が、プレス成形品１０の側壁部１２の厚さｔ１２に相当する。また、押え型３３は、パンチ３２の押圧面３２ａとともに、プレス成形品１０における底面部１１となる中心部２１を挟み込む支持面３３ａを有する。 Figure 4 shows an example of a processing device used in the processing step S2. As shown in Figure 4, the processing device 30 includes a die (first die) 31, a punch (second die) 32 that sandwiches the annular portion 22 of the steel material 20 together with the die 31, and a pressing die 33 that sandwiches the center portion 21 of the steel material 20 together with the die 31. The die 31 is a cylindrical member having a first die surface 31a formed in a circumferential surface shape corresponding to the outer peripheral surface 12a of the side wall portion 12 in the press-molded product 10. As shown in Figure 4, in a cross section including the central axis L10 of the press-molded product 10, the first die surface 31a has a straight portion 31b formed in a straight line corresponding to the outer peripheral surface 12a of the side wall portion 12, and an introduction portion 31c that expands in diameter as it extends upward from the upper end of the straight portion 31b and opens upward. The punch 32 has a pressing surface 32a, which is a lower surface formed in a circular shape corresponding to the shape of the bottom surface 11, and a second die surface 32b, which is a circumferential surface extending upward from the periphery of the pressing surface 32a and corresponds to the inner peripheral surface 12b of the side wall portion 12. The difference between the inner diameter of the straight portion 31b in the first die surface 31a of the die 31 and the outer diameter of the second die surface 32b of the punch 32 corresponds to the thickness t12 of the side wall portion 12 of the press-molded product 10. In addition, the pressing die 33 has a support surface 33a that, together with the pressing surface 32a of the punch 32, sandwiches the center portion 21 that becomes the bottom surface 11 of the press-molded product 10.

ダイス３１の第一の型面３１ａには第一の潤滑剤が塗布されている。また、パンチ３２の第二の型面３２ｂには第二の潤滑剤が塗布されている。これら、第一の潤滑剤及び第二の潤滑剤による潤滑効果により、ダイス３１の第一の型面３１ａと鋼材２０の環状部２２において側壁部１２の外周面１２ａとなる面２２ａとの摩擦係数μ１、及び、パンチ３２の第二の型面３２ｂと鋼材２０の環状部２２において側壁部１２の内周面１２ｂとなる面２２ｂとの摩擦係数μ２が制御されている。具体的には、第一の潤滑剤及び第二の潤滑剤により、摩擦係数μ１及び摩擦係数μ２が、それぞれ潤滑油がない状態と比較して低減されつつ、摩擦係数μ１と摩擦係数μ２との間には式（１）のような関係が満たされている。
μ１＜μ２・・・・・式（１）
式（１）の関係を満たすための第一の潤滑剤、第二の潤滑剤の具体例については後述する実施例で示すが、上記式（１）を満たす限り潤滑剤の種類は限定されない。 A first lubricant is applied to the first die surface 31a of the die 31. A second lubricant is applied to the second die surface 32b of the punch 32. Due to the lubricating effect of the first lubricant and the second lubricant, the friction coefficient μ1 between the first die surface 31a of the die 31 and the surface 22a which becomes the outer circumferential surface 12a of the side wall portion 12 in the annular portion 22 of the steel material 20, and the friction coefficient μ2 between the second die surface 32b of the punch 32 and the surface 22b which becomes the inner circumferential surface 12b of the side wall portion 12 in the annular portion 22 of the steel material 20 are controlled. Specifically, the first lubricant and the second lubricant reduce the friction coefficient μ1 and the friction coefficient μ2 compared to a state without lubricating oil, respectively, while satisfying the relationship shown in formula (1) between the friction coefficient μ1 and the friction coefficient μ2.
μ1<μ2...Formula (1)
Specific examples of the first lubricant and the second lubricant that satisfy the relationship of formula (1) will be shown in the examples described later, but the types of lubricants are not limited as long as they satisfy the above formula (1).

図５は、加工工程Ｓ２で行われる加工の詳細を示している。図５（ａ）に示すとおり、鋼材２０は、まず中心部２１が押え型３３の支持面３３ａ上に、環状部２２が押え型３３からはみ出すようにして配置される（ステップＳ２１）。また、鋼材２０は、押え型３３に支持された下面と反対側となる上面がパンチ３２の押圧面３２ａで押えられることでパンチ３２と押え型３３との間に挟み込まれる。この段階でダイス３１は、鋼材２０の環状部２２の下方となる位置で押え型３３の外周に配されている。次に、ダイス３１を上方に移動させてしごき加工を行う（ステップＳ２２）。ダイス３１が上方に移動すると、鋼材２０の環状部２２の下面がダイス３１に当接する。さらにダイス３１が上方に移動すると、図５（ｂ）に示すように、鋼材２０の環状部２２は、中心部２１に対して折れ曲がり、第一の型面３１ａの導入部３１ｃの傾斜に従って案内される。さらにダイス３１が上方に移動すると、図５（ｃ）に示すように、第一の型面３１ａの直線部３１ｂと第二の型面３２ｂの一部が相対するようになる。第一の型面３１ａの直線部３１ｂと第二の型面３２ｂとの離間寸法は、鋼材２０の厚さｔ２０よりも小さく設定されている。このため、鋼材２０は第一の型面３１ａの直線部３１ｂと第二の型面３２ｂとにより、環状部２２の板厚方向に圧縮塑性変形しながら、環状部２２の板厚方向と直交する上下方向Ｘに引張塑性変形するしごき加工が施される。そして、図５（ｄ）に示すように、環状部２２が上下方向Ｘに引張塑性変形して側壁部１２として求められる長さＬ１２となるまで第一の型面３１ａを移動させる。この際、鋼材２０の環状部２２は、加工工程Ｓ２前よりも加工工程Ｓ２による圧縮塑性変形量分だけ板厚方向の寸法が小さくなっている。加工工程Ｓ２前の環状部２２の板厚方向の寸法に対する加工工程Ｓ２実施後の板厚方向における圧縮塑性変形量の比の百分率のことをしごき率という。環状部２２がプレス成形品１０における側壁部１２として、所定の長さＬ１２となるように形成された後も、ダイス３１、パンチ３２及び押え型３３が鋼材２０に接した状態を維持して、所定の冷却速度で冷却する（ステップＳ２３）。そして、鋼材２０の温度が冷却完了温度に達したら、ダイス３１を下降させるとともに、パンチ３２を上昇させることでプレス成形品１０が取り出される（ステップＳ２４）。 Figure 5 shows the details of the processing performed in the processing step S2. As shown in Figure 5 (a), the steel material 20 is first placed so that the center 21 is on the support surface 33a of the pressing die 33 and the annular portion 22 protrudes from the pressing die 33 (step S21). The upper surface of the steel material 20, which is opposite to the lower surface supported by the pressing die 33, is pressed by the pressing surface 32a of the punch 32, so that the steel material 20 is sandwiched between the punch 32 and the pressing die 33. At this stage, the die 31 is disposed on the outer periphery of the pressing die 33 at a position below the annular portion 22 of the steel material 20. Next, the die 31 is moved upward to perform the ironing process (step S22). When the die 31 moves upward, the lower surface of the annular portion 22 of the steel material 20 abuts against the die 31. When the die 31 further moves upward, the annular portion 22 of the steel material 20 is bent with respect to the center portion 21 and guided according to the inclination of the introduction portion 31c of the first die surface 31a, as shown in FIG. 5(b). When the die 31 further moves upward, the straight portion 31b of the first die surface 31a and a part of the second die surface 32b face each other, as shown in FIG. 5(c). The distance between the straight portion 31b of the first die surface 31a and the second die surface 32b is set to be smaller than the thickness t20 of the steel material 20. Therefore, the steel material 20 is subjected to the ironing process in which the straight portion 31b of the first die surface 31a and the second die surface 32b compressively plastically deform in the thickness direction of the annular portion 22 and tensilely plastically deform in the vertical direction X perpendicular to the thickness direction of the annular portion 22. Then, as shown in FIG. 5(d), the first die surface 31a is moved until the annular portion 22 is tensile plastically deformed in the vertical direction X to the length L12 required for the side wall portion 12. At this time, the annular portion 22 of the steel material 20 has a smaller dimension in the plate thickness direction by the amount of compressive plastic deformation caused by the processing step S2 than before the processing step S2. The percentage of the ratio of the compressive plastic deformation amount in the plate thickness direction after the processing step S2 to the dimension in the plate thickness direction of the annular portion 22 before the processing step S2 is called the ironing rate. Even after the annular portion 22 is formed to a predetermined length L12 as the side wall portion 12 of the press-formed product 10, the die 31, the punch 32, and the pressing die 33 are kept in contact with the steel material 20, and the steel material 20 is cooled at a predetermined cooling rate (step S23). Then, when the temperature of the steel material 20 reaches the cooling completion temperature, the die 31 is lowered and the punch 32 is raised, and the press-formed product 10 is taken out (step S24).

ここで、ダイス３１を上昇させて環状部２２をしごき加工する間、ダイス３１とパンチ３２とによって鋼材２０の環状部２２には塑性変形をさせるための加工力Ｐが作用し、鋼材２０の環状部２２にはこの加工力Ｐにより変形抵抗が生じる。図６に示すように、この変形抵抗は、上下方向Ｘへの引張変形に対する軸方向変形抵抗Ｆｃと、板厚方向への圧縮変形に対する板厚方向変形抵抗とを有する。また、ダイス３１及びパンチ３２の上記動作によりパンチ３２が側壁部１２の内周面１２ｂに対して底面部１１に近接する方向に相対移動し、また、ダイス３１が側壁部１２の外周面１２ａに対して底面部１１から離間する方向に相対移動する。このため、鋼材２０の環状部２２において側壁部１２の外周面１２ａとなる面には、ダイス３１の第一の型面３１ａとの摩擦によって上下方向Ｘで底面部１１から離間する上向きの第一の摩擦力Ｆｄが生じる。また、鋼材２０の環状部２２において側壁部１２の内周面１２ｂとなる面には、パンチ３２の第二の型面３２ｂとの摩擦によって上下方向Ｘで底面部１１に近接する下向きの第二の摩擦力Ｆｐが生じる。このため、環状部２２と中心部２１との接続部分、すなわちプレス成形品１０における底面部１１と側壁部１２とを接続する肩部１３には、底面部１１と側壁部１２とを離間させる向きに以下の式（２）で表わされる軸方向力Ｆが作用する。なお、式（２）におけるＦ、Ｆｃ、Ｆｄ、Ｆｐはスカラー量を表わしており、正は上向き、負は下向きの力を示している。
Ｆ＝Ｆｃ＋Ｆｄ－Ｆｐ・・・・・式（２）
したがって、肩部１３には上記軸方向力Ｆに応じた軸方向応力σｐが生じている。上記しごき加工において肩部１３で破断や割れが生じないようにするためには、軸方向応力σｐが、鋼材２０の破断応力を超えないようにする必要がある。 Here, while the die 31 is raised to iron the annular portion 22, a processing force P for plastically deforming the annular portion 22 of the steel material 20 is applied by the die 31 and the punch 32, and a deformation resistance is generated in the annular portion 22 of the steel material 20 due to the processing force P. As shown in Fig. 6, this deformation resistance has an axial deformation resistance Fc against tensile deformation in the up-down direction X and a plate thickness direction deformation resistance against compressive deformation in the plate thickness direction. Moreover, the above-mentioned operation of the die 31 and the punch 32 causes the punch 32 to move relatively to the inner peripheral surface 12b of the side wall portion 12 in a direction approaching the bottom surface portion 11, and also causes the die 31 to move relatively to the outer peripheral surface 12a of the side wall portion 12 in a direction away from the bottom surface portion 11. Therefore, a first frictional force Fd is generated in the annular portion 22 of the steel material 20, which is the outer peripheral surface 12a of the side wall portion 12, in the vertical direction X, due to friction with the first die surface 31a of the die 31. Also, a second frictional force Fp is generated in the annular portion 22 of the steel material 20, which is the inner peripheral surface 12b of the side wall portion 12, in the vertical direction X, due to friction with the second die surface 32b of the punch 32. Therefore, an axial force F represented by the following formula (2) acts on the connection portion between the annular portion 22 and the center portion 21, i.e., the shoulder portion 13 connecting the bottom portion 11 and the side wall portion 12 in the press-formed product 10, in a direction that separates the bottom portion 11 and the side wall portion 12. In addition, F, Fc, Fd, and Fp in formula (2) represent scalar quantities, and positive indicates an upward force and negative indicates a downward force.
F=Fc+Fd-Fp...Formula (2)
Therefore, an axial stress σp occurs in the shoulder portion 13 in response to the axial force F. In order to prevent breakage or cracking from occurring in the shoulder portion 13 during the ironing process, it is necessary that the axial stress σp does not exceed the breaking stress of the steel material 20.

本実施形態の加工方法では、上記のとおり、ダイス３１の第一の型面３１ａと鋼材２０の環状部２２における第一の成形面となる面２２ａとの摩擦係数μ１と、パンチ３２の第二の型面３２ｂと鋼材２０の環状部２２における第二の成形面となる面２２ｂとの摩擦係数μ２との間には、上記式（１）のような関係が満たされるように摩擦係数が制御されている。したがって、式（２）において、第一の摩擦力Ｆｄを摩擦係数μ１により抑制しつつ、軸方向Ｆを小さくする第二の摩擦力Ｆｐを摩擦係数μ２により相対的に大きくすることで、軸方向Ｆを小さくしてしごき加工時における肩部１３での割れや破断を防止することができる。言い換えれば、軸方向応力σｐが鋼材２０の破断応力を超えない範囲において、軸方向変形抵抗Ｆｃを大きくできるため、鋼材２０に作用させる加工力Ｐを大きくすることができ、成形限界を向上させることができる。ここで、摩擦係数μ１及びμ２は、しごき加工を実施する際の温度における値であることが好ましい。このため、本実施形態では、７００～８５０℃における摩擦係数であることが好ましい。 In the processing method of this embodiment, as described above, the friction coefficient μ1 between the first die surface 31a of the die 31 and the surface 22a that becomes the first forming surface in the annular portion 22 of the steel material 20, and the friction coefficient μ2 between the second die surface 32b of the punch 32 and the surface 22b that becomes the second forming surface in the annular portion 22 of the steel material 20, are controlled so that the relationship shown in the above formula (1) is satisfied. Therefore, in formula (2), the first friction force Fd is suppressed by the friction coefficient μ1, while the second friction force Fp that reduces the axial direction F is relatively increased by the friction coefficient μ2, thereby reducing the axial direction F and preventing cracking or breakage at the shoulder portion 13 during ironing. In other words, since the axial deformation resistance Fc can be increased within a range in which the axial stress σp does not exceed the breaking stress of the steel material 20, the processing force P acting on the steel material 20 can be increased, and the forming limit can be improved. Here, it is preferable that the friction coefficients μ1 and μ2 are values at the temperature when the ironing process is performed. For this reason, in this embodiment, the friction coefficient is preferably between 700 and 850°C.

図７は、ダイス３１及びパンチ３２に用いられる部材と、ダイス３１及びパンチ３２でしごき加工される鋼材２０との摩擦係数について、摺動距離との関係を評価した実験例を示している。ダイス３１及びパンチ３２に用いられる部材には、材種ＳＫＤ６１を用いた。供試材には非めっきの１．５ＧＰａ級ホットスタンプ用鋼板を用いた。供試材評価方法としては、日本国特開２０１８－００８２７８号公報に記載されている試験方法に準じた。具体的には、熱間摺動試験装置を用い、上記供試材からなり温度を８５０℃とした試験片を３ｋＮ(面圧１０ＭＰａ)で加圧し、引き抜き速度１３ｍｍ／ｓで引き抜く際の摺動距離２０～４０ｍｍにおける摩擦係数の平均値を求め、各供試材における摩擦係数とした。潤滑剤の有無、及び、潤滑剤の種類による違いを評価するために、試験片の表面に潤滑剤を塗布しない実験例Ｙ０、潤滑剤１を塗布した実験例Ｙ１、潤滑剤２を塗布した実験例Ｙ２の３つの例について評価を行った。潤滑剤１は、大同化学工業株式会社製の白色系非乾燥型潤滑剤（製品名：３００ＨＶＳ）である。また、潤滑剤２は、大同化学工業株式会社製の白色系乾燥型潤滑剤（製品名：Ｅ－２５）である。図７に示すとおり、実験例Ｙ０では、摩擦係数は０．６となった。実験例Ｙ１では、摩擦係数は０．２５となった。実験例Ｙ２では、摩擦係数は０．５となった。このように予め各潤滑剤を用いた場合の摩擦係数を求め、式（１）を満たすように潤滑剤を選定すれば良い。なお、上記実験例Ｙ０～Ｙ２は一例であり、他の潤滑剤についても適用可能である。 Figure 7 shows an example of an experiment evaluating the relationship between the friction coefficient between the members used for the die 31 and punch 32 and the steel material 20 ironed by the die 31 and punch 32 and the sliding distance. The material type SKD61 was used for the members used for the die 31 and punch 32. A non-plated 1.5 GPa-class hot stamping steel plate was used as the test material. The test material evaluation method conformed to the test method described in Japanese Patent Publication No. 2018-008278. Specifically, a hot sliding test device was used, and a test piece made of the above test material and heated to 850°C was pressed at 3 kN (surface pressure 10 MPa) and pulled out at a pulling speed of 13 mm/s. The average value of the friction coefficient over a sliding distance of 20 to 40 mm was calculated, and used as the friction coefficient for each test material. In order to evaluate the presence or absence of lubricant and the difference due to the type of lubricant, three examples were evaluated: Experimental example Y0 in which no lubricant was applied to the surface of the test piece, Experimental example Y1 in which lubricant 1 was applied, and Experimental example Y2 in which lubricant 2 was applied. Lubricant 1 was a white non-drying lubricant (product name: 300HVS) manufactured by Daido Chemical Industry Co., Ltd. Lubricant 2 was a white dry lubricant (product name: E-25) manufactured by Daido Chemical Industry Co., Ltd. As shown in FIG. 7, the friction coefficient was 0.6 in Experimental example Y0. The friction coefficient was 0.25 in Experimental example Y1. The friction coefficient was 0.5 in Experimental example Y2. In this way, the friction coefficient when each lubricant was used was obtained in advance, and the lubricant was selected so as to satisfy formula (1). Note that the above Experimental examples Y0 to Y2 are only examples, and other lubricants can also be applied.

（第２の実施形態）
次に、本発明の第２の実施形態について説明する。図８は、本発明の第２の実施形態を示したものである。この実施形態において、前述した実施形態で用いた部材と共通の部材には同一の符号を付して、その説明を省略する。 Second Embodiment
Next, a second embodiment of the present invention will be described. Fig. 8 shows the second embodiment of the present invention. In this embodiment, the same members as those used in the above-mentioned embodiment are given the same reference numerals, and the description thereof will be omitted.

図８は、本実施形態のプレス成形品１０の製造方法で用いられるダイス４１及びパンチ５１を示している。図８に示すように、本実施形態では、ダイス（第一の型）４１は、型本体４２と、型本体４２の表面に配された第一のコーティング層４３とを有している。また、パンチ（第二の型）５１は、型本体５２と、型本体５２の表面に配された第二のコーティング層５３とを有している。なお、ダイス４１、パンチ５１とも、コーティング層は型本体４２、５２の表面全体にコーティングされているものとしているが、少なくとも第一の型面４３ａ及び第二の型面５３ａを形成する部分として鋼材２０と接する部分にコーティングされていれば良い。そして、本実施形態では、第一の型面３１ａと第一の成形面との摩擦係数μ１と第二の型面３２ｂと第二の成形面との摩擦係数μ２とが上記式（１）の関係を満たすように第一のコーティング層４３及び第二のコーティング層５３の材種が選択される。例えば、上記のように鋼材２０としてＮＳ２２ＣＢを用いた場合、第一のコーティング層４３としてはＣｒＮを主成分とするコーティング層が選択される。また、第二のコーティング層５３としてはＴｉＮを主成分とするコーティング層が選択される。このような材種を選択することで、摩擦係数μ１が０．４、摩擦係数μ２が０．６となり式（１）を満たし同様の作用効果を得ることができる。 8 shows the die 41 and punch 51 used in the manufacturing method of the press-molded product 10 of this embodiment. As shown in FIG. 8, in this embodiment, the die (first die) 41 has a die body 42 and a first coating layer 43 arranged on the surface of the die body 42. In addition, the punch (second die) 51 has a die body 52 and a second coating layer 53 arranged on the surface of the die body 52. In addition, the coating layer is coated on the entire surface of the die body 42, 52 of both the die 41 and the punch 51, but it is sufficient that it is coated on at least the part that contacts the steel material 20 as the part that forms the first die surface 43a and the second die surface 53a. In this embodiment, the material type of the first coating layer 43 and the second coating layer 53 is selected so that the friction coefficient μ1 between the first die surface 31a and the first molding surface and the friction coefficient μ2 between the second die surface 32b and the second molding surface satisfy the relationship of the above formula (1). For example, when NS22CB is used as the steel material 20 as described above, a coating layer mainly composed of CrN is selected as the first coating layer 43. Also, a coating layer mainly composed of TiN is selected as the second coating layer 53. By selecting such material types, the friction coefficient μ1 becomes 0.4 and the friction coefficient μ2 becomes 0.6, which satisfies formula (1) and provides the same effect.

＜実施例１＞
図９は、１５％のしごき率における解析結果を示している。解析方法としては有限要素法を用いた。鋼材２０としては非めっきの１．５ＧＰａ級ホットスタンプ用鋼板、直径１２６ｍｍ、板厚４．０ｍｍとした。ダイス（第一の型）３１において、第一の型面３１ａの内径はしごき率１５％の場合は８６．８ｍｍ、しごき率３０％の場合は８５．６ｍｍとした。また、パンチ（第二の型）３２において、第二の型面３２ｂの外径は８０ｍｍ、第二の型面３２ｂと押圧面３２ａとの間のＲ部の半径を５ｍｍとした。鋼材２０の中心部２１をパンチ３２と押え型３３とで挟み込むクランプ力は９８ｋＮとした。鋼材２０の加工開始時の温度を９００℃とし、ダイスの移動速度を１３ｍｍ／ｓとした。加工時の冷却速度は２００℃／ｓであった。図９に示すように、このような条件の下、実施例１では、ダイス３１と鋼材２０との摩擦係数μ１を０．２５、パンチ３２と鋼材２０との摩擦係数μ２を０．５とし、しごき率１５％となるまでしごき加工を行った。また、比較例１－１、比較例１－２では、同様のしごき率１５％として摩擦係数μ１、μ２を変更して式（１）を満たさないものとした。具体的には、比較例１－１では、摩擦係数μ１、μ２をそれぞれ０．５、０．２５、また、比較例１－２では、摩擦係数μ１、μ２をそれぞれ０．６、０．２５として、摩擦係数μ１を摩擦係数μ２に対して大きくした。図９に示すとおり、実施例１では、しごき率１５％で側壁部１２を成形し、側壁部１２の長さを３９．３８ｍｍに成形することができた。なお、図中に示すコンターは加工完了後における温度分布を示している。一方、比較例１－１、１－２では、しごき率１５％に至るまでに、部位Ａで示すとおり、破断・割れに至る部分が示された。 Example 1
FIG. 9 shows the analysis results at an ironing rate of 15%. The finite element method was used as the analysis method. The steel material 20 was a non-plated 1.5 GPa-class hot stamp steel sheet with a diameter of 126 mm and a sheet thickness of 4.0 mm. In the die (first die) 31, the inner diameter of the first die surface 31a was 86.8 mm when the ironing rate was 15%, and 85.6 mm when the ironing rate was 30%. In the punch (second die) 32, the outer diameter of the second die surface 32b was 80 mm, and the radius of the R part between the second die surface 32b and the pressing surface 32a was 5 mm. The clamping force for sandwiching the center part 21 of the steel material 20 between the punch 32 and the pressing die 33 was 98 kN. The temperature at the start of processing of the steel material 20 was 900° C., and the moving speed of the die was 13 mm/s. The cooling rate during processing was 200° C./s. As shown in FIG. 9, under such conditions, in Example 1, the friction coefficient μ1 between the die 31 and the steel material 20 was set to 0.25, and the friction coefficient μ2 between the punch 32 and the steel material 20 was set to 0.5, and the ironing process was performed until the ironing rate reached 15%. In Comparative Example 1-1 and Comparative Example 1-2, the friction coefficients μ1 and μ2 were changed to not satisfy the formula (1) with a similar ironing rate of 15%. Specifically, in Comparative Example 1-1, the friction coefficients μ1 and μ2 were set to 0.5 and 0.25, respectively, and in Comparative Example 1-2, the friction coefficients μ1 and μ2 were set to 0.6 and 0.25, respectively, so that the friction coefficient μ1 was made larger than the friction coefficient μ2. As shown in FIG. 9, in Example 1, the side wall portion 12 was formed at an ironing rate of 15%, and the length of the side wall portion 12 could be formed to 39.38 mm. The contours shown in the figure indicate the temperature distribution after the processing is completed. On the other hand, in Comparative Examples 1-1 and 1-2, as shown by portion A, a portion that broke or cracked was observed before the ironing rate reached 15%.

＜実施例２＞
図１０は、３０％のしごき率における解析結果を示している。解析方法としては実施例１同様に有限要素法を用いた。その他、解析条件については実施例１と同様である。図１０に示すように、実施例２では、ダイス（第一の型）３１と鋼材２０との摩擦係数μ１を０．２５、パンチ（第二の型）３２と鋼材２０との摩擦係数μ２を０．５とし、しごき率３０％となるまでしごき加工を行った。また、比較例２－１、比較例２－２では、同様のしごき率３０％として摩擦係数μ１、μ２を変更して式（１）を満たさないものとした。具体的には、比較例２－１では、摩擦係数μ１、μ２をそれぞれ０．２５、０．２５と同じ値とし、また、比較例１－２では、摩擦係数μ１、μ２をそれぞれ０．６、０．２５として、μ２に対してμ１を大きくした。図１０に示すとおり、実施例２では、しごき率３０％で側壁部１２を成形し、側壁部１２の長さを４３．７９ｍｍに成形することができた。なお、図中に示すコンターは加工完了後における温度分布を示している。一方、比較例２－１、２－２では、しごき率１５％に至るまでに、部位Ａで示すとおり、破断・割れに至る部分が示された。 Example 2
FIG. 10 shows the analysis results at an ironing rate of 30%. The finite element method was used as the analysis method as in Example 1. Other analysis conditions were the same as in Example 1. As shown in FIG. 10, in Example 2, the friction coefficient μ1 between the die (first die) 31 and the steel material 20 was set to 0.25, and the friction coefficient μ2 between the punch (second die) 32 and the steel material 20 was set to 0.5, and ironing was performed until the ironing rate reached 30%. In Comparative Example 2-1 and Comparative Example 2-2, the friction coefficients μ1 and μ2 were changed to a similar ironing rate of 30% so that they did not satisfy formula (1). Specifically, in Comparative Example 2-1, the friction coefficients μ1 and μ2 were set to the same values of 0.25 and 0.25, respectively, and in Comparative Example 1-2, the friction coefficients μ1 and μ2 were set to 0.6 and 0.25, respectively, and μ1 was made larger than μ2. As shown in Fig. 10, in Example 2, the side wall portion 12 was formed at an ironing rate of 30%, and the length of the side wall portion 12 was 43.79 mm. The contours in the figure show the temperature distribution after the completion of processing. On the other hand, in Comparative Examples 2-1 and 2-2, as shown by portion A, a portion that had broken or cracked was shown before the ironing rate reached 15%.

＜実施例３＞
表１は、１５％、３０％、５０％の３種類のしごき率における熱間円筒しごき試験を実施した結果を示している。本熱間円筒しごき試験では、予め冷間深絞り成形にて製作したカップ部品を用いた。当該カップ部品の側壁部１２の内径は８０ｍｍ、側壁部１２の板厚は４ｍｍとした。そして、当該カップ部品に対して、素材温度８５０℃、ダイスの移動速度１３ｍｍ／ｓで、しごき率１５％、３０％及び５０％のしごき加工を施した。供試材には、１．５ＧＰａ級ホットスタンプ用鋼板を用い、摩擦条件による成形可否を評価した。実施例３－１、３－２、３－３では、ダイス（第一の型）３１の第一の型面３１ａと側壁部１２の外周面１２ａとなる面２２ａとの摩擦係数μ１、及び、パンチ（第二の型）３２の第二の型面３２ｂと側壁部１２の内周面１２ｂとなる面２２ｂとの摩擦係数μ２について、摩擦係数μ１を摩擦係数μ２よりも小さくして式（１）を満たすようにした。一方、比較例３－１では摩擦係数μ１を摩擦係数μ２よりも大きくして式（１）を満たさないようにした。また、比較例３―２では、摩擦係数μ１、μ２が略等しくなるようにした。そして、実施例３－１及び比較例３－１ではしごき率を１５％、実施例３－２及び比較例３－２ではしごき率３０％、実施例３－３ではしごき率を５０％として試験を行った。結果を表１に示す。 Example 3
Table 1 shows the results of a hot cylindrical ironing test at three types of ironing rates, 15%, 30%, and 50%. In this hot cylindrical ironing test, a cup part previously manufactured by cold deep drawing was used. The inner diameter of the side wall part 12 of the cup part was 80 mm, and the plate thickness of the side wall part 12 was 4 mm. The cup part was subjected to ironing at ironing rates of 15%, 30%, and 50% at a material temperature of 850°C and a die moving speed of 13 mm/s. A 1.5 GPa-class hot stamping steel plate was used as the test material, and the formability depending on the friction conditions was evaluated. In Examples 3-1, 3-2, and 3-3, the friction coefficient μ1 between the first die surface 31a of the die (first die) 31 and the surface 22a which becomes the outer peripheral surface 12a of the side wall portion 12, and the friction coefficient μ2 between the second die surface 32b of the punch (second die) 32 and the surface 22b which becomes the inner peripheral surface 12b of the side wall portion 12, were made smaller than the friction coefficient μ2 so as to satisfy the formula (1). On the other hand, in Comparative Example 3-1, the friction coefficient μ1 was made larger than the friction coefficient μ2 so as not to satisfy the formula (1). In Comparative Example 3-2, the friction coefficients μ1 and μ2 were made approximately equal. Then, the ironing rate was set to 15% in Example 3-1 and Comparative Example 3-1, 30% in Example 3-2 and Comparative Example 3-2, and 50% in Example 3-3. The results are shown in Table 1.

表１に示すとおり、実施例３－１、３－２、３－３では、いずれのしごき率でも破断、割れなどが生じず、目標のしごき率までしごき加工をすることができた。一方、比較例３－１、３－２では、いずれも目標とするしごき率に至るまでに割れが発生してしまった。 As shown in Table 1, in Examples 3-1, 3-2, and 3-3, no breaks or cracks occurred at any of the ironing rates, and ironing could be completed up to the target ironing rate. On the other hand, in both Comparative Examples 3-1 and 3-2, cracks occurred before the target ironing rate was reached.

＜実施例４＞
表２は、しごき率３０％における熱間円筒しごき試験を実施した結果を示している。本熱間円筒しごき試験でも、実施例３同様に予め冷間深絞り成形にて製作したカップ部品を用いた。当該カップ部品の側壁部１２の内径は８０ｍｍ、側壁部１２の板厚は４ｍｍとした。そして、当該カップ部品に対して、素材温度８５０℃、ダイスの移動速度１３ｍｍ／ｓで、しごき率１５％及び３０％のしごき加工を施した。供試材には、１．５ＧＰａ級ホットスタンプ用鋼板を用い、潤滑条件による成形可否を評価した。潤滑剤に、上記潤滑剤１（大同化学工業株式会社製の白色系非乾燥型潤滑剤（３００ＨＶＳ））及び潤滑剤２（大同化学工業株式会社製の白色系乾燥型潤滑剤（Ｅ－２５））を用いた。すなわち、実施例４－１では、ダイス（第一の型）３１の第一の型面３１ａに塗布する第一の潤滑剤に潤滑剤１を適用し、パンチ（第二の型）３２の第二の型面３２ｂは潤滑剤無しとした。これにより、ダイス（第一の型）３１の第一の型面３１ａと側壁部１２の外周面１２ａとなる面２２ａとの摩擦係数μ１、及び、パンチ（第二の型）３２の第二の型面３２ｂと側壁部１２の内周面１２ｂとなる面２２ｂとの摩擦係数μ２について、摩擦係数μ１を摩擦係数μ２よりも小さくして式（１）を満たすようにした。また、実施例４－２では、ダイス（第一の型）３１の第一の型面３１ａに塗布する第一の潤滑剤に潤滑剤１を、パンチ（第二の型）３２の第二の型面３２ｂに塗布する第二の潤滑剤に潤滑剤２を適用し、摩擦係数μ１を摩擦係数μ２よりも小さくして式（１）を満たすようにした。結果を表２に示す。 Example 4
Table 2 shows the results of a hot cylindrical ironing test at an ironing rate of 30%. In this hot cylindrical ironing test, a cup part previously manufactured by cold deep drawing was used as in Example 3. The inner diameter of the side wall 12 of the cup part was 80 mm, and the plate thickness of the side wall 12 was 4 mm. The cup part was subjected to ironing at ironing rates of 15% and 30% at a material temperature of 850°C and a die moving speed of 13 mm/s. A 1.5 GPa-class hot stamping steel plate was used as the test material, and the formability depending on the lubrication conditions was evaluated. The lubricant used was the above-mentioned lubricant 1 (white non-drying type lubricant (300HVS) manufactured by Daido Chemical Industry Co., Ltd.) and lubricant 2 (white dry type lubricant (E-25) manufactured by Daido Chemical Industry Co., Ltd.). That is, in Example 4-1, lubricant 1 was used as the first lubricant applied to the first die surface 31a of the die (first die) 31, and no lubricant was applied to the second die surface 32b of the punch (second die) 32. As a result, the friction coefficient μ1 between the first die surface 31a of the die (first die) 31 and the surface 22a which becomes the outer circumferential surface 12a of the side wall portion 12, and the friction coefficient μ2 between the second die surface 32b of the punch (second die) 32 and the surface 22b which becomes the inner circumferential surface 12b of the side wall portion 12 were made smaller than the friction coefficient μ2 so as to satisfy formula (1). In Example 4-2, lubricant 1 was used as the first lubricant applied to the first die surface 31a of the die (first die) 31, and lubricant 2 was used as the second lubricant applied to the second die surface 32b of the punch (second die) 32, so that the friction coefficient μ1 was made smaller than the friction coefficient μ2 to satisfy formula (1). The results are shown in Table 2.

表２に示すとおり、実施例４－１、４－２では、破断、割れなどが生じず、目標のしごき率までしごき加工をすることができた。 As shown in Table 2, in Examples 4-1 and 4-2, no breaks or cracks occurred, and the ironing process was able to reach the target ironing rate.

＜実施例５＞
表３は、３０％のしごき率における熱間円筒しごき試験を実施した結果を示している。本熱間円筒しごき試験でも実施例３同様に、予め冷間深絞り成形にて製作したカップ部品を用いた。当該カップ部品の側壁部１２の内径は８０ｍｍ、側壁部１２の板厚は４ｍｍとした。そして、当該カップ部品に対して、素材温度８５０℃、ダイスの移動速度１３ｍｍ／ｓで、しごき率３０％のしごき加工を施した。供試材には、１．５ＧＰａ級ホットスタンプ用鋼板を用い、コーティング層による成形可否を評価した。実施例５－１では、ダイス（第一の型）４１には第一のコーティング層としてＣｒＮを主成分とするコーティング層を設け、パンチ（第二の型）５１には第二のコーティング層を設けなかった。また、実施例５－２では、ダイス４１には第一のコーティング層としてＴｉＮを主成分とするコーティング層を設け、パンチ５１には第二のコーティング層を設けなかった。また、実施例５－３では、ダイス４１には第一のコーティング層としてＣｒＮを主成分とするコーティング層を設け、パンチ５１には第二のコーティング層としてＴｉＮを主成分とするコーティング層を設けた。これらコーティング層の組み合わせによって実施例５－１、５－２、５－３いずれにおいても式（１）を満たすようにした。結果を表３に示す。 Example 5
Table 3 shows the results of a hot cylindrical ironing test at an ironing rate of 30%. In this hot cylindrical ironing test, a cup part previously manufactured by cold deep drawing was used, as in Example 3. The inner diameter of the side wall 12 of the cup part was 80 mm, and the plate thickness of the side wall 12 was 4 mm. The cup part was subjected to ironing at an ironing rate of 30% at a material temperature of 850°C and a die moving speed of 13 mm/s. A 1.5 GPa-class hot stamping steel plate was used as the test material, and the formability of the coating layer was evaluated. In Example 5-1, a coating layer mainly composed of CrN was provided as the first coating layer on the die (first die) 41, and a second coating layer was not provided on the punch (second die) 51. In Example 5-2, a coating layer mainly composed of TiN was provided as the first coating layer on the die 41, and a second coating layer was not provided on the punch 51. In Example 5-3, the die 41 was provided with a coating layer mainly composed of CrN as the first coating layer, and the punch 51 was provided with a coating layer mainly composed of TiN as the second coating layer. The combination of these coating layers was made to satisfy formula (1) in all of Examples 5-1, 5-2, and 5-3. The results are shown in Table 3.

表３に示すとおり、実施例５－１、５－２、５－３では、いずれでも破断、割れなどが生じず、目標のしごき率の３０％までしごき加工をすることができた。 As shown in Table 3, in Examples 5-1, 5-2, and 5-3, no breaks or cracks occurred, and the ironing process was able to reach the target ironing rate of 30%.

以上のように、第１、第２の実施形態及び実施例１～５のプレス成形品１０の製造方法によれば、第一の型面と第一の成形面との摩擦係数μ１を第二の型面と第二の成形面との摩擦係数μ２よりも小さくすることで、肩部に作用する第一の型面及び第二の型面による摩擦力の合力を、引張力であってより小さくすることができ、または、圧縮力とすることができる。これにより、軸方向変形抵抗Ｆｃを含めて肩部に作用する軸方向力Ｆを小さくして軸方向応力σｐを小さくすることができる。このため、しごき加工時における底面部１１に対する側壁部１２の破断、割れを抑制することができるとともに、破断、割れが生じない範囲において軸方向変形抵抗Ｆｃを大きくすることができ、これにより成形限界の向上を図ることができる。特に、熱間加工における熱間加工温度で、第一の型面と第一の成形面との摩擦係数μ１を第二の型面と第二の成形面との摩擦係数μ２よりも小さくすることで、熱間でのしごき加工において、底面部１１に対する側壁部１２の破断、割れを抑制することができる。また、パンチ（第二の型）と押え型とによって底面部１１を挟んで押さえた状態で、ダイス（第一の型）とパンチ（第二の型）とによって、側壁部１２と底面部１１との破断や割れを抑制しつつ側壁部１２となる部分をしごき加工することができる。さらに、第一の成形面と対応する直線状の第一の型面によって、第一の成形面を広い範囲にわたって押さえてしごき加工をすることで、第一の成形面を精度良く成形しつつ、広い範囲にわたって押さえることによって生じる摩擦力の影響を最小限に抑えることができる。 As described above, according to the manufacturing method of the press-molded product 10 of the first and second embodiments and Examples 1 to 5, by making the friction coefficient μ1 between the first mold surface and the first molding surface smaller than the friction coefficient μ2 between the second mold surface and the second molding surface, the resultant force of the friction forces acting on the shoulder by the first mold surface and the second mold surface can be made a tensile force and smaller, or can be made a compressive force. This makes it possible to reduce the axial force F acting on the shoulder, including the axial deformation resistance Fc, and to reduce the axial stress σp. Therefore, it is possible to suppress breakage and cracking of the side wall portion 12 against the bottom surface portion 11 during ironing, and it is possible to increase the axial deformation resistance Fc within a range where breakage and cracking do not occur, thereby improving the forming limit. In particular, by making the friction coefficient μ1 between the first mold surface and the first molding surface smaller than the friction coefficient μ2 between the second mold surface and the second molding surface at the hot working temperature in hot working, it is possible to suppress breakage and cracking of the side wall portion 12 against the bottom surface portion 11 during hot ironing. In addition, with the bottom surface portion 11 sandwiched and held down by the punch (second mold) and the holding mold, the die (first mold) and punch (second mold) can iron the portion that will become the side wall portion 12 while suppressing breakage or cracking of the side wall portion 12 and the bottom surface portion 11. Furthermore, by ironing the first molding surface by pressing it over a wide area with the linear first mold surface that corresponds to the first molding surface, it is possible to precisely mold the first molding surface while minimizing the effects of frictional forces caused by pressing it over a wide area.

なお、第１の実施形態及び実施例４においては、ダイス３１及びパンチ３２の少なくとも一方に潤滑剤を塗布することにより摩擦係数μ１、μ２を制御するものとしたがこれらに限られるものではない。鋼材２０において第一の成形面及び第二の成形面となる面の少なくとも一方に潤滑剤を塗布するものとしても良い。さらに、式（１）を満たすために潤滑油以外の手段により摩擦係数を制御するものとしても良い。 In the first embodiment and Example 4, the friction coefficients μ1 and μ2 are controlled by applying a lubricant to at least one of the die 31 and punch 32, but this is not limited to the above. A lubricant may be applied to at least one of the surfaces that will become the first forming surface and the second forming surface of the steel material 20. Furthermore, the friction coefficient may be controlled by a means other than lubricating oil to satisfy formula (1).

また、第２の実施形態及び実施例５におけるコーティング層は一例であり、他の材種によるコーティング層としても良く、また、第一の型面４３ａまたは第二の型面５３ａの一方をコーティング層によって形成しても良い。また、コーティング層上に潤滑油を塗布するものとしても良い。少なくとも第一の型面３１ａと第一の成形面との摩擦係数μ１と第二の型面３２ｂと第二の成形面との摩擦係数μ２とが上記式（１）の関係を満たすことで底面部１１に対する側壁部１２の破断、割れを抑制するという作用効果を得ることができる。 The coating layer in the second embodiment and Example 5 is an example, and may be made of other materials. Either the first mold surface 43a or the second mold surface 53a may be formed with a coating layer. A lubricant may be applied onto the coating layer. When at least the friction coefficient μ1 between the first mold surface 31a and the first molding surface and the friction coefficient μ2 between the second mold surface 32b and the second molding surface satisfy the relationship of the above formula (1), it is possible to obtain the effect of suppressing breakage or cracking of the side wall portion 12 relative to the bottom surface portion 11.

また、上記各実施形態及び実施例においてプレス成形品１０は、円板状の底面部１１及び円筒状の側壁部１２を備えるカップ形状とするものとしたが、これに限られるものではなく、底面部１１が矩形状のものや、側壁部１２が底面部１１の周縁の一部に形成されているものとしも良い。例えば、自動車骨格部材のサイドシルやセンターピラーに使用される断面Ｕ字形や断面ハット形である長尺部品にも適用可能である。また、プレス成形品１０は、円板状の鋼材２０から上記方法により加工されるものとしたがこれに限られるものではなく、矩形状の鋼材２０や、鋼材２０以外の金属材で形成されたものとしても良い。また、深絞り加工などにおいても、少なくとも側壁部１２における一部においてしごき加工がなされる場合には、底面部１１に対する側壁部１２の破断、割れを抑制するという作用効果を得ることができる。 In addition, in each of the above embodiments and examples, the press-formed product 10 is cup-shaped with a disk-shaped bottom surface portion 11 and a cylindrical side wall portion 12, but this is not limited thereto, and the bottom surface portion 11 may be rectangular, or the side wall portion 12 may be formed on a part of the periphery of the bottom surface portion 11. For example, it is also applicable to long parts with a U-shaped or hat-shaped cross section used for side sills and center pillars of automobile frame members. In addition, the press-formed product 10 is processed from a disk-shaped steel material 20 by the above method, but this is not limited thereto, and the press-formed product 10 may be formed from a rectangular steel material 20 or a metal material other than the steel material 20. In addition, in deep drawing, when at least a part of the side wall portion 12 is subjected to ironing, the effect of suppressing breakage and cracking of the side wall portion 12 relative to the bottom surface portion 11 can be obtained.

以上、本発明の実施形態及び実施例について図面を参照して詳述したが、具体的な構成はこの実施形態に限られるものではなく、本発明の要旨を逸脱しない範囲の設計変更等も含まれる。 The above describes in detail the embodiments and examples of the present invention with reference to the drawings, but the specific configuration is not limited to this embodiment, and design changes and the like that do not deviate from the gist of the present invention are also included.

１０プレス成形品
１１底面部
１２側壁部
１２ａ外周面
１２ｂ内周面
２０鋼材
２１中心部
２２環状部
２２ａ外周面となる面（第一の成形面）
２２ｂ内周面となる面（第二の成形面）
３１、４１ダイス（第一の型）
３１ｂ直線部
３２、５１パンチ（第二の型）
３３押え型
４２型本体
５２型本体
４３第一のコーティング層
５３第二のコーティング層 10 Press-molded product 11 Bottom surface portion 12 Side wall portion 12a Outer peripheral surface 12b Inner peripheral surface 20 Steel material 21 Center portion 22 Annular portion 22a Surface that becomes the outer peripheral surface (first molding surface)
22b: Surface that becomes the inner peripheral surface (second molding surface)
31, 41 Dice (First Type)
31b Straight portion 32, 51 Punch (second die)
33 Pressing die 42 Die body 52 Die body 43 First coating layer 53 Second coating layer

Claims

A method for manufacturing a press-molded product, comprising the steps of: ironing a part or all of the side wall portion by a first die and a second die when molding a press-molded product having a bottom surface portion and a side wall portion protruding from the bottom surface portion;
the first die has a first die surface in contact with a first molding surface of a portion that becomes the side wall portion, the first die surface having a straight line portion formed in a straight line corresponding to the first molding surface, and an introduction portion that expands in diameter as it extends from the straight line portion to an end portion of the first die and opens at the end portion,
the second mold has a second mold surface in contact with a second molding surface of the portion that becomes the side wall portion,
When the first mold surface is moved relative to the first molding surface in a direction away from the bottom surface portion and the second mold surface is moved relative to the second molding surface in a direction approaching the bottom surface portion, and the portion to be the side wall portion is hot ironed by the first mold surface and the second mold surface at a temperature equal to or higher than the Ac3 transformation point , a friction coefficient μ1 between the first mold surface and the first molding surface and a friction coefficient μ2 between the second mold surface and the second molding surface satisfy the relationship of the following formula (1),
a first mold surface and a second mold surface are maintained in contact with the side wall portion even after the ironing process, thereby cooling the side wall portion.
μ1<μ2...Formula (1)

The forming of the side wall portion is performed by hot working;
The method for manufacturing a press-formed product according to claim 1 , wherein the friction coefficient μ1 and the friction coefficient μ2 are friction coefficients at a hot working temperature in the hot working.

The method for manufacturing a press-molded product according to claim 1 or 2, in which a first lubricant is interposed between the first mold surface and the first forming surface.

The method for manufacturing a press-molded product according to claim 3, wherein a second lubricant different from the first lubricant is interposed between the second mold surface and the second molding surface.

The method for manufacturing a press-molded product according to any one of claims 1 to 4, wherein the first mold has a mold body and a first coating layer disposed on the surface of the mold body, and the surface of the first coating layer constitutes the first mold surface and imparts a friction coefficient μ1 lower than the friction coefficient μ2.

The method for manufacturing a press-molded product according to any one of claims 1 to 5, wherein the second mold has a mold body and a second coating layer disposed on the surface of the mold body, and the second mold surface is formed by the surface of the second coating layer, imparting a friction coefficient μ2 higher than the friction coefficient μ1.

The method for manufacturing a press-molded product according to any one of claims 1 to 6, further comprising a pressing die that sandwiches and presses the bottom surface portion together with the second die.

The method for manufacturing a press-formed product according to any one of claims 1 to 7, wherein the ironing rate in the ironing process is 15% or more.