2.3 貫通孔の変形挙動の比較大型鍛鋼品における空隙閉鎖評価式の検討2.4 実機相当材を用いた解析精度の検証鍛造試験と弾塑性解析は、貫通孔の変形挙動と（1）式で算出した貫通孔の面積減少率Raで比較した。ここで、A0, A は変形前後の貫通孔断面積、d0 は変形前の貫通孔直径、dx, dy は変形後における x および y 方向の貫通孔直径である。各パスにおける貫通孔の形状をTable 1、貫通孔の面積減少率 Ra の推移をFig. 5に示すが、鍛造試験と弾塑性解析を比較したところ、貫通孔の変形挙動と面積減少率 Ra は良好に一致した。この結果から、弾塑性解析で空隙閉鎖挙動を良好に再現できると判断した。ただし、上下 V 金敷の 2 パスでは、鍛造試験と弾塑性解析の貫通孔面積減少が大きく乖離したが、これは鍛造試験において試験材が円柱形状であり、1パスから 2 パスへ移行する際の回転角度（90°）を正確にコントロールできなかったためである。Fig. 5 Area reduction rate of the hole after each passTable 1 The shape of the hole after each pass前節のラボ試験は均熱状態で行ったが、実機では空放冷却で温度分布が生じる。そこで、空放冷却した実機相当材で鍛造試験を行い、解析精度を検証した。鍛造試験に用いた供試材は2.1節と同様にNiCrMoV鋼で、試験材はFig. 6に示すφ18 mmの止まり孔を有するW500 mm×H520 mm×L2030 mmの角材とした。鍛造試験には3000 tonプレスを用い、加熱温度は1250 ℃とした。鍛造条件はTable 2に示すとおり、空放時間は5, 10分の2通り、パス数は1, 2パスの2通りとした。弾塑性解析はFig. 7に示す1/4のメッシュモデルを用いて行った。また、材料特性と摩擦係数は2.2節と同様の値とした。（1）各条件における止まり孔の形状をTable 3、止まり孔の面積減少率RaをFig. 8に示すが、鍛造試験と弾塑性解析は良好に一致した。この結果から、空放冷却した実機相当材でも弾塑性解析で空隙閉鎖挙動を良好に再現することが可能と判断した。Fig. 6 Schematic diagram of forging test considering air cooling（43）
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