mm/n r0 r45 r90 クーロトスチンパ Psi: 逐次成形法におけるパンチストローク ■ ■■ ■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■‚‚““■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■““■■■■■■N■■■■ ■■/■■F■■H■■■■B■■■■■■■■■■■■■■=C p②しわ抑え力負荷（パンチモーションなし，n回目）①パンチモーション（しわ抑え力負荷なし，n回パンチ②しわ抑え力負荷（パンチモーションなし，n+1回目①パンチモーション（しわ抑え力負荷なし，n+1回目）パンチ荷重–パンチストローク曲線しわ抑え力–時間曲時間BHFi: 逐次成形法におけるしわ抑え力供試材 (1) ②しわ抑え力負荷（パンチモーションなし）DieダイスWorkpieceBlank holderしわ抑え密度 /kg・m-3 縦弾性係数 /GPa C value* /MPa C0 value* /MPa C45 value* /MPa C90 value* /MPa n value* n0 value* n45 value* n90 value* ランクフォード値 図7に前処理なしのブランクを適用した場合を想定した解析結果として，相当塑性ひずみでモデルを表記したものを示す．結果から，パンチ肩部に相当塑性ひずみが集中していることが確認でき，破断発生を予測させる結果となっている．一方で，図8に大気炉において500 ℃で2時間保持することで表面に3000 Å程度の酸化被膜を生成したブランクを適用した場合を想定して，金型とブランクの摩擦係数を0.05と設定した解析結果を示す．本解析では，図7に示されるようなパンチ肩部に相当塑性ひずみが集中することなくカップが成形されている様子が確認できる．相当塑性ひずみはカップ壁部で集中している結果であるが，これは，カップ壁面でしごき成形が行われていることが理由である．また，解析上では，ダイスとブランク間の摩擦係数を低減していることから，逐次成形において，金型内へのブランクの流入がスムーズに行われた結果，逐次成形の適用により，Ti-6Al-4V合金板の冷間絞りしごき成形達成の可能性を示唆している． 図7と図8の比較で示されるように，金型内部での材料流入を制御するために，解析上では摩擦係数の調整で制御し，良好な結果を得た．この理由として，金型内部でのせん断ひずみに着目した．図9にTi-6Al-4V合金板の冷間絞り成形および絞りしごき成形においてパンチ肩部で破断すると推測される解析条件，絞りしごき成形が達成できると推測される結果について，それぞれの成形カップの横断面におけるせん断ひずみ表記の比較を示す．なお，図9(a) 図7 無潤滑を想定した逐次成形解析結果 （相当塑性ひずみ表記，パンチストローク14mm） 表2 解析に使用した材料特性値 4.51×103 106 4500 4500 4467 4484 0.20 0.20 0.23 0.22 4.2 2.5 2.8 相当塑性ひずみの集中 − 376 −づく異方性を考慮した． 供試材は板厚t0 = 0.5 mm，直径は= 60 mm (DR = 1.85) とした．初期温度は実験と同様に常温（24 ℃）を想定し，供試材は以下のSwiftの硬化則を適用した． ここで，C は塑性係数，p は相当塑性ひずみ，および nは加工硬化指数である．材料特性値は表2に示す24 ℃のTi-6Al-4V合金板の引張試験から得られたC値，n値およびLankford値を適用した．供試材と金型との摩擦係数は前処理なしのブランクを適用した場合を0.121)とした．一方で，摺動補助を目的として大気炉において500 ℃で2時間保持することで表面に3000 Å程度の酸化被膜を生成したブランクを適用した場合は0.05と設定した． 解析条件は，Psi = 0.4 mm，BHFi = 50 kNとして，有限要素解析を行った． ①パンチモーション（しわ抑えなし）図5 逐次成形概念図 Punch図6 絞りしごき成形模式図 Fringe levels1.000e+009.000e-018.000e-017.000e-016.000e-015.000e-014.000e-013.000e-012.000e-011.000e-010.000e+00
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