σ■■■■■■■■ff■■■■■ε■■■■■■ ■■■■■ff■■μ■，それ以外の面の摩擦係数をμ■と定義した．図１３■■■解析に用いた流動応力曲線図１３■■■解析に用いた流動応力曲線境界条件として，鋼管の内面に対して面圧■を■■■■■から■■■■■■まで比例的に付加した．成形の中間段階である■■■■■■時の状態を評価する．対称面においては節点変位を■方向に固定し，■方向には自由とした．金型と鋼管の間の摩擦係数は強制潤滑面（金型上面部）の摩擦係数を■・ 摩擦係数が肉厚分布におよぼす影響ここでは開発法の摩擦低減効果を検証するために実験結果と■■■解析結果を比較する．図１４に従来法の内圧■■■■■■における肉厚分布と種々の摩擦係数を用いた■■■解析結果を示す．どの摩擦係数を用いた場合においても実験結果と■■■解析結果には差が生じた．この原因は■■■解析において平面ひずみ要素を用いており軸方向のひずみを考慮していないことが一因と考えられる．そこで，摩擦力の影響が大きいと考えられる鋼管と金型の接触部（図中の■■■■■■■■■■■■）の肉厚の周方向の勾配に着目する．■■そうすると，摩擦係数μ■■μ■■■■■■を用いて解析を行った場合に実験における周方向の肉厚勾配を再現できていることが分かる．したがって，従来法の加工圧力■■■■■■における摩擦係数は約■■■■であると推定した．つぎに開発法を想定した■■■解析を行った．即ちμ■を上記解析で同定した■■■■に固定した上でμ■を種々変更して解析を行った．図１５に実験結果と■■■解析結果を比較する．実験において潤滑面（金型上部）では肉厚が周方向に均一になっていることが分かる．一方，■■■解析においてはμ■を■に近いμ■■■■■■■にした場合に潤滑面の肉厚が均一になり実験の傾向が再現できた．したがって強制潤滑を実施した場合に潤滑剤供給口直下の位置では摩擦係数はほぼ■であると推定される．材料の流動状態を比較するために上記で同定した摩擦係数を用いて従来法と開発法の■■■解析を行った．図１６に材料の周方向変位を示す．即ち■■は節点の■方向（潤滑面に沿う方向）変位である．金型中央部は対称面であるため材料の流動は生じていない．一方で中央から少し離れた位置では，従来法（μ■■μ■■■■■■）に対して開発法（μ■■■■■■■，μ■■■■■■）の材料の変位が大きく材料がよく流動していることが見て取れる．したがって，強制潤滑による摩擦の低減により材料の流動性が向上し肉厚の均一化を図ることができたと言える．図１４従来法の内圧■■■■■■における肉厚分布の図１５開発法の内圧■■■■■■における肉厚分布の実験結果と■■■解析結果の比較実験結果と■■■解析結果の比較図１６金型上面の材料の■方向変位の比較− 372 −
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