����������������������������������������12tanh��� ������������1�������������������������������2ln��������,真応力��は計測荷重をFとして， ���4�����.����，引張中の最小径を��とすれば，真ひずみ��は以下の�22� �23� である．式(24)は係数が異なる２つのSwift則による流動 図6 試験機のホルダーに固定された小丸棒試験片 [ sserts eu rT図7 真応力・真ひずみの計測とFEM解析値 表1 機械的特性（図7のFEMへ入力） なSwift則では大変形域にて流動応力が高めとなってしまったため，以下のようにSwift則を修正して用いた． ������� �� �� ��������1���������������������. ]aPM 丸棒引張試験片の固定はねじ式が一般的であるが，小丸棒試験片ではその大きさゆえにネジを切る事が難しい．また，試験片固定部に板面が残った場合にはそもそもネジを設けることが不可能である．そのため，試験片は図6のごとく試験片ホルダーに引っ掛けることで固定する． ホルダー 伸び計やひずみ計を取り付けることも試験片のサイズのために困難なため，試験片の直径をLED投影式の2次元寸法測定器（Keyence社製TM006）により計測し，ひずみへ変換する．本方式により，試験片のくびれ以降の応力・ひずみ関係も計測する事が可能となる．試験片の初期径をように表される． である． 試験片がくびれた後は多軸応力状態となるため，計測される真応力・真ひずみは素材の変形抵抗そのものとはならない．流動応力を得るためには静水応力分を真応力より除く必要がある．そこで，本課題においてはFEMを使った小丸棒引張シミュレーションの結果を計測値と合わせこむことでくびれ以降の大変形域を含む領域で変形抵抗を求めた． 変形抵抗の同定に際しては，相当塑性ひずみの関数により流動応力������を表し，その係数を求めた．式(20)のよう�24� ここで， し，一旦は従来のSwift則でFEMを行う．ある塑性ひずみ以上で計測値とFEMの解析値がずれ始めるので，その定まる最大引張強度と初期降伏応力が均一伸び域に同じSwift則に対して新たに追加された材料係数となる． 図7は590MPa級の高張力鋼を対象として本手法により計測された真応力・真ひずみ線図である．図7ではFEMの解析結果も同時に示している．FEMには合わせこみ後の修正Swift則が用いられ，その結果として計測とFEM解析結果は極めてよく一致している．ここで同定された最大引張強度と初期降伏応力，および修正されたSwift則における�������以下の2つのn値を�������の値とともに表1に示す． せん断加工シミュレーションにおける塑性ひずみは4を超える事もあることから4)，引張時の破断ひずみ（ 1程度）はまだ不十分である．しかしながら，大変形域の変形抵抗の精度を確実に向上させることができたものと考える． 初期降伏応力[MPa] 300 ホルダー 試験片 1200100080060040020000.00FE analysis with modified Swift lawMeasurement0.200.400.60True strain [-]0.15 引張強度[MPa] 610 0.801.001.200.07 0.45 − 401 −�25� �26� �27� �28� 応力�������と�������を�������にて滑らかに繋げたものである．従来通り均一伸び域で�������のSwift則係数を同定ひずみを�������としてそれ以降の�������としてのSwift則係数を新たに同定する．大変形域側のSwift則�������からであると仮定すれば，式(26)の��と�������のみが従来の
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