Nk/ 05 0 重荷チンパ 15 Dd /mm ３．冷間絞りしごき成形シミュレーション条件および結果 らの条件においてもパンチ肩部で破断した．Dd = 33.8と34.0 mmを比較すると，Dd = 33.8 mmは公称しごき率が20%であり，パンチ肩部の終端近辺からしごき成形に移行するため，Dd = 34.0 mmに比べて破断に至るまでのパンチストロークの3.5 mm程度の低減が確認できる．破断するまでのパンチストロークには差が生じるが，どちらのダイス内径においても一定しわ抑え力を負荷した状態での絞りしごき成形は困難であることを確認した． 図1 円筒深絞り成形模式図 表1 円筒深絞り成形部の寸法 直径: Dd 肩半径: Rd 直径: Dd 肩半径: Rd ダイス パンチ 図2 絞りしごき成形模式図 33.8 条件 写真 パンチ肩部で破断 パンチ肩部で破断 図3 実験後のブランク写真 33.8, 34.0 mm 3.0 mm 33.0 mm 5.0 mm 34.0 前章で一定しわ抑え力を負荷した状態での絞りしごき成形が困難であることを確認したため，筆者らがTi-6Al-4V合金板の温間プレス用に開発した逐次成形をTi-6Al-4V合金板の冷間絞りしごき成形に適用した．本章では，逐次成形を適用した冷間絞りしごき成形の有限要素解析を行い，逐次成形の効果の解明を行った. 3・1 逐次プレス成形法21) パンチ肩部での減肉を抑制した状態でプレス成形を実施するために，①パンチモーション工程と②しわ抑え力負荷工程の2工程に独立させた．図5に，開発した逐次成形工程概念図を示す．①パンチモーション工程では，しわ抑え力を負荷しない状態で，パンチのみをパンチ速度Spi，パンチストロークPsi で変位させる．本工程において，しわ抑え力を負荷しない状態（BHFi = 0 kN）ではあるが，しわ抑えとダイスに接触して反力を受けながらブランクは金型に流入する．②しわ抑え力負荷工程では，パンチモーションを止めた状態で衝撃的に通常のしわ抑え力の10倍程度のしわ抑え力BHFi をブランクに負荷することで，①パンチモーション工程で生じるしわ，もしくはしわの前段階となる縮みフランジによりブランクのフランジに生じる圧縮応力の集中を抑制する工程となる．①と②の工程を交互に繰り返して行うことで，金型に沿った形状を材料に付与し，パンチ肩部での破断を抑制した状態でのプレス成形が可能となる． 3・2 有限要素解析条件 汎用動的陽解法解析コードLS-DYNA3Dを有限要素解析に用いた．図6に解析モデルの模式図を示す．解析モデルの寸法は，表1中に示される実験と同様に，ダイス内径Dd = 33.8 mm, ダイス肩半径Rd =3.0 mmを用いた．また，パンチ直径Dp= 33.0 mm, パンチ肩半径5.0 mmのパンチを用いた．解析モデルは，ブランクを弾塑性体ソリッド要素（板厚方向の要素分割数：2，6面体8接点要素），金型を剛体ソリッド要素とし，それぞれを境界条件のないフルモデルで構築した．また，ブランクはLankford値(r値)に基70605040302010パンチ荷重–パンチストローク曲線パンチ荷重－パンチストローク曲線(t0-t'/t0= 0.2) （（t0 -ｔ’)/t0= 0.2）パンチ荷重–パンチストローク曲線（（t0 -ｔ’)/t0= 0）パンチ荷重－パンチストローク曲線 (t0-t'/t0= 0) 1020パンチストローク/mm 図4 パンチ荷重–パンチストローク曲線 2530− 375 −
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