630erusserpaxAaPMtiitcuder/li0013467tinii)%(/tw500� tcarf0h sgniruhgehuohnomumxaM�𝑡𝑡���𝜇𝜇𝜇𝜇��𝑡𝑡��𝜇𝜇𝜇𝜇��Mirror–finished punches( = 0rpm)Rotation/Compressionspeed /v /°ꞏmm018–160050040030020010052Axial stroke /mm30Load control252015No torsionCyclic torsion(a = 5°)One–way torsion10100200300400500600Maximum torsion/compressionspeed /v /°ꞏmm–1４．塑性流動 しパンチを用いて，先端面にも鉱油を塗布して，ねじりを付加せずに押出した場合の押出し圧力である．/v = 6°/mmのねじり付加での押出し圧力と同程度であったことから，溝付きパンチを用いた/v ≥ 18°/mmのねじり付加の方がパンチ端面－被加工材端面間の摩擦低減よりも押出し荷重低減に対する効果が高かったことが示唆される． 図5 A1070アルミニウム円筒素材の後方押出し鍛造に おける両振りねじり付加と押出し圧力の関係15) 3.4 ひずみ分布の変化 図図613)は円柱素材の据込み鍛造（図1(a)）における相当ひずみ分布の有限要素解析の結果である．式(4)で示唆されたとおり，ねじり付加により付加ひずみは増大した．また工具－被加工材間ですべりなくねじりを付加するため，せん断摩擦係数をm = 1.0としたことから，ねじりを付加せずすべらせた場合（m = 0.2）に対してひずみ分布の不均一度（変動係数）が高まる．またねじりによるせん断ひずみは被加工材の半径に比例するため，ねじりを付加しない場合と比較して外周部の相当ひずみが高い．圧縮ストロークとねじり角度を調整することで，圧縮のみでは得られない特異なひずみ分布を形成できることが示唆される． 図図718)はC2700黄銅円柱素材のねじり付加冷間据込み鍛造（図1(a)）後の組織写真である．変形集中領域（図中のX状領域）が両振りねじり付加により拡幅した．また等軸組織のTi-6Al-4Vチタン合金の熱間据込み鍛造（図1(a)）においても，ねじり付加により広い領域で結晶粒が微細化された19)．ただし，いずれの場合も両振りねじり付加ではねじり方向の反転に起因して，一方向ねじり付加の場合よりも若干の粒成長が生じた． 図6 A1050アルミニウムの据込み鍛造におけるねじり付加と相当ひずみ分布の関係（z方向下側1/2部，方向1/4部，圧縮率：50%，m：工具－被加工材間のせん断摩擦係数）（FEM解析）13) (a) ねじり付加なし (b) 繰返し両振りねじり付加 図7 C2700黄銅円柱素材の冷間据込み鍛造後のrz断面写真（圧縮率：58%，cum：下工具の累積回転角度）18) 3.5 割れ発生の抑制 図図820)はAZ31Bマグネシウム合金円柱素材の冷間据込み鍛造（図1(a)）におけるねじり速度と変形能（割れが発生しない最高圧縮率）の関係である．/v = 400°/mmの両振りねじり付加により変形能は約1.8倍に向上した．これは巨視的には軸方向応力とせん断応力の変化，微視的には底面すべりの活動度の変化によるものと推察される20),21)．一方，一方向ねじり付加ではせん断変形が局所集中し，変形能は約0.7倍に低下した．また冷間後方押出し鍛造においても同様の変形能の向上22)が確認された． 図8 AZ31Bマグネシウム合金円柱素材の冷間据込み鍛造におけるねじり速度と変形能の関係20) 4.1 力学理論による検討 rz円筒座標系において，r面に平行な一対の平工具間に配置された等方変形・摩擦特性を有する円柱素材（r面：円断面）の工具接触面（r面）に生じる応力について考える．ただし，工具－被加工材間の摩擦はCoulomb則に従い，摩擦係数を等方性とする． 平工具によりz方向に圧縮応力zとz軸（r方向中心）まわり（方向）にねじりトルク付加によるせん断応力が同時に付加される場合，工具接触面内のせん断応力ベクトルの大きさは， （a = 45°，cum = 180°） ��(5) と表される．ただし，被加工材のr断面が真円を維持したまま方向へ回転およびねじれながら変形することを仮定する．一方，z方向に圧縮応力z0のみが付加される場合，工具接触面内のせん断応力ベクトルの大きさは， (6) - 18 -
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