■４．■■■解析によるメカニズムの検討 ■■・■■解析および評価の方法■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■を■，その位置の微小断面積を■■として示している．曲M■■図■■■パンチ押込み量とスプリングバックの関係（■■■■）■同様にパンチ押込み量とスプリングバックの関係について，ステンレス鋼と軟鋼について得られた結果を図■■および図■■にそれぞれ示す．押込み量については，ステンレス鋼で■■■■■まで，軟鋼で■■■■■までとしている．結果を見ると，ステンレス鋼に関しては押込み量■でほぼアルミニウム合金の場合を同じ傾向を示したことがわかる．これは図■■で見たスプリングバック量の予測量がほぼアルミニウム合金の場合と同じだったことが関連していると考えられる．ただし，アルミニウム合金の場合と比較すると，パンチ押込みに伴うスプリングバックの減少率はやや高い傾向であった．一方で軟鋼について見ると，図■■で予想された通り，元々他の材料と比べてスプリングバック量が少ない傾向にあった．他の素材の場合と同様にパンチ押込みによってスプリングバック量は減少する傾向を示し，押込み量が小さい段階でスプリングバック量が０°となった．これらの結果から，いずれにしてもパンチ押込みによってスプリングバック量の低減が可能であり，また今回調べた条件範囲では，パンチ先端半径が大きくなるほどスプリングバック量が小さく，■°となるパンチ押込み量も小さくなることがわかった．■■最後にパンチ押込み後の形状によるスプリングバック量変化への影響に関して考えるために図■ff■■と同様に曲げ外側の標線間距離に対する曲げ内側の標線間距離の比（曲げ長さ比）を測定し，スプリングバック量との関係を調べた結果を図■■に示す．図にはパンチ先端半径が■■■および■■■の結果のみを抜粋して示している．図を見るとステンレス鋼と軟鋼の場合には曲げ長さ比が一定の状態を保ちながらスプリングバック量が■°まで減少する傾向を示している．この傾向は第 章で見られた傾向と一致するものである．一方で，アルミニウム合金に関しては曲げ長さ比が増加しながらスプリングバック量が■°に向かう傾向を示している．このことは，曲げ内側の長さを増加させながらスプリングバック量を減少させていることを示している．曲げ長さ比の増加によるスプリングバック量の減少は，パンチ先端半径の増加によって緩やかとなる傾向となっている．曲げ後の板鍛造の効果はエアベンド時に形成される形状とダイに接触する状態によって大きく変化すると考えられる．ダイと不整合のパンチによる曲げによって形成される形状によって，ダイ接触時にパンチおよびダイと素材の間に形成される微小な隙間の位置や大きさは異なると考えられ，その後のパンチ押込みよってその隙間において曲げ戻しや押出しが生じることで加工形態が変化し，スプリングバック量が抑制できると考えらえる．したがって，今後は加工のメカニズムや材料流動を明らかにすることで，どのような加工形態がスプリングバック量の低減に効果的であるかを検討する必要がある．■図■■■曲げ長さ比とスプリングバック量の関係■この章では，解析ソフト■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■を使用して，第 章で取り扱った一コブおよび二コブパンチを用いた■曲げ後の板鍛造によるスプリングバック低減のメカニズムについて検討した．解析に用いた材料特性は実験から得られたものを使用し，工具条件および加工方法は実験と同様にして解析を行った．表■■に本解析の条件を示す．また，メッシュ形状を図■■に示す．この形状では，板厚方向に■層の立方体となるメッシュを採用した．■■■■■表■■解析条件■■■■■■■■■■■■■■■■■図■■■メッシュ形状■スプリングバックには曲げ負荷時の曲げモーメントおよびその分布が大きく影響していると考えることができる．そこで，解析結果から式ff ■を用いて曲げモーメントの算出を行った．式において，曲げ応力ffσ■には曲げ線に沿った応力（主応力）を用いた．また，中立面からの距離げモーメントは長手方向に ■■間隔で算出を行った．■■■式ff ■を用いた曲げモーメントの計算では，中立面の特定が必要となる．しかしながら，■曲げ後にコブ押込み加工を施すため，垂直に断面が保持されないことや各断面で板ff ■■rdA- 44 -
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