𝑁𝑁𝑗𝑗=1𝑁𝑁𝑗𝑗=1q 1xFixed reference axisaPMs2力応主小最𝜎𝜎𝑥𝑥:𝜎𝜎𝑦𝑦=100, 001ではJIS13B単軸引張試験片を使用した．𝜀𝜀0p=0.24における等塑性仕事面に対して，等方硬化を仮定は0.995とした．/ q =40°03003504004505005506001ˆ,xx2x2ˆ,xyRD (1)図図5半径方向最大主応力分布とFLSCの比較 図図2MK解析の概略図.図図3成形限界応力曲面概念図.図図4成形後の試験片したYld2000-2d降伏関数18)を同定した．等塑性仕事面の測定結果とYld2000-2d降伏関数の比較を図図1に示す．Yld2000-2d降伏関数のパラメータ決定には，以下評価関数を最小化するように定めた．連流れ則を仮定し降伏関数から求まる計算値である． ・ 成形限界解析FLSCを算出するため，図図2に示すような板厚初期不整を仮定したM-K解析11)を実施した．ひずみ速度感受性指数を0.02とする弾粘塑性モデルを適用した．その他の材料パラメータはヤング率219GPa，ポアソン比0.3，ひずみ硬化関数564(𝜀𝜀0p+0.006)0.28（MPa）とし，板厚初期不整任意の応力状態に対応できるよう，図図3に示すような応力空間上の成形限界応力曲面（FLSS）を決定するため，応力の主軸と初期異方性の主軸のなす角θを0°～90°で変化させた． ・■穴広げ成形試験と有限要素解析ワイヤ放電加工機により，初期穴径30mmをもつ円板試験片を製作し，穴縁近傍の局所くびれが目視で確認可能であった43±2 mmまで成形した．この時，穴縁の接線方向から約52° の方向に多数の局所くびれが穴縁全周に現れ，特に45°においてより明瞭に確認された（図図 44）．Yld2000-2d降伏関数の等方硬化モデルを用いて，穴広げ成形の有限要素解析を行った．解析モデルは穴広げ試験と同形状の金型を解析的剛体で定義し，ボルト締付け力より計算された金型抑え力を加えた状態でパンチを上昇させた．ブランク－パンチ間には両面にワセリンを塗布したテフロンシートをはさんだことから，摩擦係数はブランク－パンチ間：0.03，ブランク－上下ダイス間：0.2とした．ブランクは対称性を考慮して1/4モデルとし，ビード頂点位置からの材料流入を無しとした．加工硬化式は，564(𝜀𝜀0p+0.006)0.28（MPa）とした．図図5は，成形高さ38.5 mmにおけるθ=40°方向の半径方向の最大主応力分布である．穴縁の応力はFLSCに到達しており，局所くびれの発生瞬間と予測され，実験結果と概ね一致した．本材料に対しては，二軸引張試験結果に基づく材料モデルを用いることで，穴広げ成形中のくびれをFLSSによって高精度に予測可能であった．くびれ30025020015010050最大主応力s1 /MPa FLSC (M-K) FEA (u=38.5 mm)Band with reduced thicknessreduced thickness− 342 −40q=+0.2∑(𝛽𝛽𝑗𝑗′−𝛽𝛽𝑗𝑗)2𝐹𝐹(𝛼𝛼𝑖𝑖,𝑀𝑀)=∑(𝑙𝑙𝑗𝑗′−𝑙𝑙𝑗𝑗)2ここでNは実験点数である．𝑙𝑙𝑗𝑗′および𝑙𝑙𝑗𝑗はそれぞれ原点と無次元化等塑性仕事点および降伏曲面までの距離，𝛽𝛽𝑗𝑗′および𝛽𝛽𝑗𝑗はそれぞれ塑性ひずみ速度の方向の実験値および関
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