=00.300.5ecafretemadretuOdnetanoitisopadaradaR/thgehaitinIaitinI/noitisop𝜎𝜎��𝜇𝜇𝜎𝜎�� �0�𝜇𝜇�1�1.6Die rotationspeed /rpm1.51.41.31.21.11.01030Reduction in height h/h0 (%)Coefficient offriction = 0.1204050600.10.20.50.30.5- 19 -3.5Reductionin barreling3.02.52.01.51.00.50.00.30.40.50.60.70.80.91.0Initial inner diameter/Outer diameterNo barrelingBuckling�����lilli0iil と表される．ここでねじりトルクの付加により， に低減されることが式(3)より示されたことから，式(5)は， ����𝜇𝜇𝜇𝜇𝜎𝜎��������1�𝜇𝜇𝜇𝜇𝜎𝜎��である． せん断応力の付加によりtの向きがr方向から方向へ傾くため，r方向へr分流動させるためにはより大きな流動が必要である．したがって，式(9)のはトルク付加によるr方向への流動増進の十分条件ではないが，トルク付加により圧縮荷重が低下しても式(9)を満たすトルクが付加されれば，r方向への流動増進が期待できる．工具接触面での塑性流動量の変化は被加工材全体の不均一変形，例えば，たる形変形や曲がりへ影響を及ぼす． 図図923)は有限要素解析により求めた円柱素材（変形抵抗：1MPa）の圧縮中の工具接触面でのr方向位置の推移を示す．被加工材へのトルク付加は工具－被加工材間の摩擦を介したため，ねじり速度はより低い． 0.3でのトルク付加でのr方向流動は圧縮力のみの付加における = 0の場合と同程度であった．一般に据込み鍛造のような塑性変形では高圧縮率まで工具－被加工材間の摩擦係数を 0.05以下に維持させることは困難であり，鍛造中のねじり付加による特有の変形である． 以上の結果は，ねじり付加がたる形変形低減の新たな手法に加わる可能性を示すものである． 図9 ねじり付加据込み鍛造における等方性円柱素材端面部での半径方向位置と摩擦係数の関係（FEM解析）23) 4.2 円筒の据込み鍛造におけるたる形変形軽減 中空部材の塑性加工では，たる形変形，曲がりや座屈等の形状不良が生じやすく，軸方向荷重と塑性流動の制御が重要である．図図10 24)はねじり付加据込み鍛造（図1(a)）後のA1070アルミニウム円筒素材のrz断面写真である．据込み鍛造方法は3.2節と同様であるが，鏡面仕上げした円錐形工具を用い，工具－被加工材間をすべらせながら，ねじりを付加した． = 0rpmでは工具の円錐形状および工具－被加工材間の摩擦の影響により，外・内周面ともに高さ方向中央部が端面部よりr方向へ大きく変形（たる形）した．一方，両振り，一方向工具回転いずれの場合も工具回転速度が高いほど端面部が高さ方向中央部よりr方向へ大きく変形（つづみ形）した．ただし，一方向工具回転では被加工材のr方向中心位置がz軸から傾いたため，注意を要する． (7) (8) と表される．一方，tが高いほど工具接触面での被加工材のr方向流動は大きいと考えられ，r方向流動を増進させるために必要なせん断応力は，式(6)，(8)より， (9) 図図11 25)は/v = 30°/mmでの据込み鍛造（図1(a)）におけるA1070アルミニウム円筒素材の初期形状と鍛造後形状の関係である．ただし，鏡面仕上げした平工具を用いたため，ねじり／圧縮速度は約6°/mmである．ねじり付加により被加工材端面部において外径方向への塑性流動が促進され，たる形変形が軽減される初期形状の範囲が広がった．また初期内径／外径比 = 0.7の被加工材では，a = 約1ºと振幅角度を小さくすることで，初期高さ／外径比 = 約1.0～2.0の被加工材のたる形変形も軽減された26)． 図10 円錐形工具によるねじり付加据込み鍛造後のA1070アルミニウム円筒素材のrz断面写真（圧縮率：40%）24) 図11 平工具によるねじり付加据込み鍛造におけるA1070アルミニウム円筒素材の初期形状と鍛造後形状の関係（/v = 30°/mm（ねじり／圧縮速度：約6°/mm），圧縮率：30%）25) 4.3 側方押出しにおける歯部への充満 図図1225)は側方押出し鍛造の金型構成および側方押出し鍛造後のA1070アルミニウム素材の外観写真である．パンチ先端部に正六角形溝を設け，ダイの側方押出し部は十分長く，押出し終了時に充満しないようにした．パンチの下降と同時にコンテナおよびダイをz軸（r方向中心）ま
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