日本機械学会論文集(A 編)

ワー
卵
日本機械学会論文集(A編)
論文N0.0F0078
70巻卵1号(2004-3)
ハイドロフォーミング用電縫鋼管の張出し変形特性に関する研究*
(蓋なし円管の自由パルジ加工)
鈴木孝司゛レヒ井清史*2,豊田俊介
森 孝男*3,于 強竺白鳥正樹
*2
*4
A Study on Deformation Behavi6r of Electrjc Resistance
W'elded
Tuhes for Tube Hydroforming
(Open-ended
Free Bulging Process)
KojiS UZUKI*s,Kiyoshi UWAI, Shunsuke TOYODA,
TakaoM ORI, Qiang YU alldMasaki SHIRATORI
“Materials&Processing
Rese;,rch Cellter. JFENIくi,Crn-lx,1-;11i。I ■■㎜㎜■w㎜■㎜■--㎜㎜㎜-■■--・-㎜■琴¶"`■'■■■■-■■-■■■■■-■■d㎜■㎜㎜㎜㎜■■㎜-■・■■』'`¨`'---・-'l
]
I
The merits
Millan!iwatarida-ch,1.Kau・・asaki
of the lube
to the closed-section
or pressed
prefnrm
the mi(ldle
applying
bu】gef(lrming
under
tube
the conditjon
瓦ey
the weight
prcces,
free bulging
jn tube
rdudioll
卯rts.The
and lhe hi凶riRidi↑ydue
mother
in llrder to nlake
tubes.
of Electric
sllape
of
in tlleinitiahlnd
process, is thougllt to be iml]nl'tant in
the houndary
This
tube is bel]t lllld/
the mmljk・x
def,・1rm;ilhm. wMch司lpears
hydl-oforming
pl・ecess. A11d
of dosed-end
of free bulging
the ana]ytical
the viewpoint
to the THF
Kn11;ig;lwa,割nイls55JH11n11
automotive
of the THF
process, The
shi,
c,.)11diti()n(lf
t hc tube
to be the colldition of npell'-elld tulys. bllt l・11allyexpel-iments
deformati自nbe]lavior
sh[lws
process
ぐorTHF'】al-e
hvdrorormed
of the hllliging defnrmation
the mothel・
pr(lcess is thoughi
executed
hydrnfnrming
structure []f tube
in the l)reforming
before
ku,Kaヽヽ・asaki
ill fm-mer
el・ldi11THF
studics are
repol・t sh(,ws lhe exDcl・ime111.a11・eR)lt.s
Resistellce NVelded
Tubes
wil,h r,pell cnds
「111e
alld alsn
resul↑s of the infillence nf stress ratin at thc cellte?・nf frce bulgingshal〕e「r()m
of THF.
lFor【js : Free
Bulging, Hydroformjng,Atllnmobi】e,Hllckli11R,Numel'ical
AIlalysis
究が多い.近年ではTHF技術に関連する自由バルジ
1.緒 晋
加工の研究尚∼ooが増えつつあるが,THFに関連
最近の自動車部品は軽量化・高剛性化のために閉断
して考慮すべき点は,①比較的高強度の電縫鋼管が使
面構造が採用され,省資源化・低コスト化を達成する
用されること,②THFの金型構造により端部が流入す
新しい加工法として,管材のハイドロフォーミング技
る蓋なし円管の液圧成形であること,③内圧ほぼ一定
術(Tube Hydrofomling,以下THF)が注目されている
時に軸押込みを行う負荷経路を含むこと,の3点てあ
川.この成形技術は,複雑な曲げや金型による圧下を
る.このような観点から,THFに適用される電縫鋼管
加える予成形,高波圧で製品形状断面に成形する波圧
の張出し特性を明らかにすることが重要であり,本研
成形,更に波圧成形型内のダイレス穴抜きを複合化し.
究では,次の3点を研究目的とする.
3次元的な曲がりと異形断面形状を持つ複雑な閉断面
巾 薔無し円管の自由バルジ加工による,THF用電磁
構造部材の一体成形を可能にする.自由バルジ変形は,
鋼管の張出し変形特性の解明
THFの波圧成形における初期変形および局所張出し変
(2)(0の自由バルジ加工をシミュレートするFEM解
形に対応し,素管の自由バルジ特性を把握することが
析モデルの構築とその適用性検討
重要と考えられる.自由バルジ加工に團する従来の研
(3)(2)の解析モデルを用いた円管の自由張出し変形
究(2o(7)では,低強度のアルミニウムや銅管を用
に及ぼす材料特性の影響に関する検討
い,端部を蓋付きとする円管の実験的または解析的研
2.自由バルジ加工実験方法と実験条件
‘原稿受付 2003年1月23日.
'1正貝,横浜国立大学大学院工学研究科,JFE
H本鋼管(株i
(愚21n(1855川崎市南渡田町│-1).
゛゜jFE-r1本鋼管(株l,
“正員,富山県立大字工学郎(●939
0398 富山県射水郡小杉
町黒河5180).
“正純,横浜国立大学大学院工学研究院(●2411 S5C1 横浜雨
保土ケ谷区常盤台79-5).
本研究では,THFの境界条件である蓋なし円管に,
公称応力の応力比を用いて内圧と軸押込みを同時に負
荷する自由バルジ加工実験を行い,変形形状,破断時
の肉厚分布及び限界張出し率について検討する.
図1に実験に用いた液圧バルジ成形機及び試験用素
一
E-mail: kGj-suzllki価jfe一一steel.co,jp
159−
訃8
ハイドロフォ・-ミンク用電縫鋼管の張出し変形特性に屍する研究
管と端部に挿入される心金の位置関係を示す.成形時
α,:公称応力比,ら,。:軸方向応力,
には管の両端に装入された心金に背圧がかかり,蓋な
fysj,:周方向応力,MZ:軸圧縮力(但しIF≦0),
し円管の自由バルジ加工となる.軸圧縮力を負荷しな
ρ,:素管の肉厚中央半径.p:内圧,r:肉厚
い軸押しシリンダ固定の条件では張出し変形により素
3,電縫鋼管の自由バルジ変形特性
管端部が張出し部に流入するが,軸圧縮力が負荷され
る場合は軸押込みに応じて材料が押込まれ,THFの境
3.1 負荷経路の検討 公称応力比ら..0.5で自由
界条件に一致する.供試材の機械的性質を表1に,実
バルジ加工を行った内圧と軸押込みの負荷経路を図2
験条件を表2に示す.素管材質はJlssTKMnA(表
に示す.素材の強度に応じてほぼ一定圧で軸押込みか
1のNo.B)とぞれよりも高強度(D)の冷間ロール成
行われており,THFの軸押込み工程を本実験方法で簡
形されたままの電縫鋼管(以下as
rol1材)とそれらの
便に再現することができる.
熱処理材(A,C)を用い,素管寸法はφ60.5xt2.6
3.2 変形形状に及ぼす成形条件の影響 管長
mmとした.as
£=2£)のA材を用い,公称応力比らによって変化させ
roll材の溶接シーム部は母材よりも硬
<なるため,インラインシーム熱処理により母材と同
た軸押込みが張出し変形形状に及ぼす影響を図3に示
等の硬度に揃え,熱処理材は全管の焼準熱処理を行っ
す.図3(a),(b)で実線のみ(lntermediate)は破断以前
た.管全長から掴み部を引いたバルジ部の長さを管長
の途中段階で負荷を停止した条件(以下,中止め)の
Lと呼び,管径の1∼3倍とした.実験中に,液圧,
張出し変形形状を,□(Burst)は破断時の張出し変形
軸力,軸ストローク及び張出し短を計測し,成形後の
形状を示す.軸押込み量が増加し,らが(−)側に移行
試験片計測において,軸方向及び周方向の張出し量分
するとともに,張出量が増加し,全体に膨らむ.ら=
布,肉厚分布を計測した.バルジ加工中央部(単一バ
−0.5付近では,変形中期までの2段バルジ形状が変形
ルジ形状ではバルジ頂点部,2段バルジ形状ではバル
後期に単一バルジ形状に移行し,張出し量が最大に近
ジ形状凹部)の長手方向曲率半径は,バルジ加工中央
づく.図3(c)のように,らが更に(−)側になると,2
部近傍30四の軸方向張出し量分布より円弧近似で求
段バルジ形状だけの変形となる,図4に管長を変化さ
めた.負荷条件には,蓋なしの長い薄肉円管に内圧p
せた条件の張出し変形形状の比較を示す.L・1Dでは
と軸圧縮力附GF≦0)が作用し,一様に張り出す場
単一バルジ形状だが,L=3Dでは,変形中期までの2
合の公称応力の応力比(1)式(以下,公称応力比ら)
一二謳必゜惣応
..-. −
如・
PressLjre l
を適用した.実験開始時に軸押込みが先行して座廊変
形が発生する場合があるため,弾性範囲の初期圧
柿
10MPa以下を先行して負荷した.
/G
j
-
(ち│
CJ知
一
びθn
土
座
療7
ヅヤ(29ル(1)
I
Presillg
i
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Fixed
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0「
Disp叫e“lerll
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Dis幽cemcm
湘nsor
︱︱I
lsen54)『
・一心
・−一一・●●
‥…一泰
No.
Pipc size D xt
Bulgc lenglh
Nominal strcss
ralio,defined
by
Eq.(1)
Measured items
EXPefimenlal
φ60,5×12.6
1D,2D,3D(D
0,0(non
edS/ 9zssgl
je
duglul
Table
2
一一一一
Fig.1 Schematic diagam
nvalue
0.155
0.091
0.154
0.n6
condilion
: Outerdiameter)
axiaHorce),-0.3,-0.5,-0.7
0 0 0 0 0 0 0
6 5 4 3 2 1
A
B
C
D
Table l mechanicalProPcrtyoftubes(JIS
n 0.5)
Yicld
Total ElonHeat
Tensne
lrcalmcnt point
Strenglh gation
MPa
MPa %
35.7
256
353
○
as roUcd
366
23.2
388
362
37.2
○
458
as roUed
32.6
446
501
呈
PC I
−一一一一一-一一J
「r■■−■●・
of exp
・● ㎜
胎
ド
|
|
殞entahPparatus
二に
鵬
叫=嶮
一一 一一
9,一一一一4
.Ji!μ
0 10 20 30 40 50
Str。keof axial compression
Hydraunc pressljre,
Aj(ial
p lessing
stfoke,Expansion,Pipe
length,
Thickness
/mm
Fig.2 1Jading path of experimental frecbulging
(叫声−Oj)
1卵−
ハイドロフォーミング用電縫鋼管の張出し変形特性に関する研究
詔9
-
段バルジ形状に対して,変形後期に中央部が張出し.
・一方,素材の高強度化に伴い,軸押込みにより張出
3段バルジ形状となる.L=2Dと3Dにおいて,端
し形状が非対称となる傾向があり,高強度のD材で
部と中央部の張出し変形の傾向に変化はないが,バ
顕著である.アルミニウム9)や銅匹による低強
ルジ部の管長乙が2Dから3Dに長くなれば,最終
度材料の実験では張出し形状の非対称性は少なく,
バルジ形状は2段から3段に増加する.
電縫鋼管の熱処理材(A,C)でも非対称性が少ないこ
輸押込み(ら=-0.5)を作用させた張出し変形に及
とから,素材の高強度化による加工硬化特性の低下,
ぼす材質の影響について,試験材A,B,C,Dに
造管時の残留応力の増加,管端郎固定条件の変動等
対応する張出し形状を図3(b),図5(a),(b),(c)に
が張出し変形の非対称性に影響を及ぼすものと考え
示す.軸押し込みを同時に行うことにより,限界張
られる.
出し率は50%(A材)∼最大82%(B材〉で,高強
張出し率の増加とともに軸直角断面の円形状が素管
度のD材でも60%に達する.一般的に素材が高強
真円度から変化する状況を図6に示す.張出し部全
度になると加工限界が低下する傾向があるが,本実
周で20点の張出し半径計測値の最大値と最小値の
験では高強度材Dでも50%を越える限界張出し量
差について,20点の平均半径に対する割合
が得られており,実験に適用した負荷経路が張出し
((Rmax-Rmin)/Ravx100,%)を求め,半径方向
変形に効果的であることがわかる.(A材の限界張
張出し変形の精度として,張出し断面の真円度を評
出し率が50%と低い原因は溶接ビード切削量が大き
価する.素管の半径変化率が1∼2%であるのに対
くシーム部か薄肉化しているためである)
し,拡管率50%までは5%以内にあり,実用的な
olj/
QS
!WJuo!suedxS
3/1j
olj/Q
a!le
uj
o!suedx3
o!1u
9o
J!suedx3
1.8
1.6
1.8
-lntermediate 一一
1.6
4ワ`I
II
9 QO︲
1 1
0
−50
-100
IOO
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■1
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1
−100
−50
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e
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100
50
り`Qり
I
8 6
1 1 1 1
oU/U9ljuo!suedx3
4り4
11
4 ク﹄1−
1.6
−100
50
position
100
in axial direction
/ mm
Fig.3 1nfluencc of axial prcssing on deformed
shape(material
A, L・2D)
1
100
-100 ・-50 0 50
Posほion in lxial dir8ction /mm
Fig‥5 lnnuence
of malerial properly on dcformcd
shape
20
50
100
−○- 一一material
4
D
トJ
0
R
−−−ト・I・
︲
・ 瓦・・・・
−50
・■ Material
一一一匹M●terllC
○
0
● MsterialA
−○−”
10
15 10 5 0
2
0
olljUOlsugdx‘
AeS/(u!ux
'a
Uu
︲U)
″oαぺぽ
0 0
4 3
offree buiging (material B,C,D,a4=-0.5)
Z
へ
-100
0
1.4
2
叫
50
-100
ク﹄I
I
oS/9
1l
jjuo!sugdxj
oS/U
o!Wjuo!suedx3
2
□ Burst
0 2D 40 60 80
Positionin axialdirectiQn /mm
E。pansion ratio / %
Fig,4 lnflucnce of bulging length on deformcd
shape(matefiaI A, どy。=,0.5)
一
Fig,6 Accuracy
161−
of fadial expansjon (2D,αs=-0.5)
ハイドロフ4−ミング用電縫鋼管の張出し変形特性に関する研究
490
拡管率の範囲では円周方向に均一な張出し変形が得
肉率変化の傾向が材質によらないことから,平均
られるが,拡管率50%以上では非対称な変形が顕
減肉率が破断発生の目安になることがわかる.
在化し,断面の真円度は低ドする.
3.4 限界張出し率に及ぼす材質の影響 公称応
3.3 破断時の減肉率の検討 アルミニウムや
力比と限界張出し率の関係について,図8に示す,
銅材による自由バルジ加工後のひずみ分布に関する
図中の公称応力比は実験による軸押込み荷重Wと内
研究ふ.(8)は詳細になされており,自由バルジ加
圧pの平均値で補正したものである.α.=−0.43
エされた電縫鋼管のひずみ分布も同様の結果を示す.
付近(図中破線)で限界張り出し率が最大となり,
ここでは,破断時の減肉率に対する軸押込みの影響
ら,<-o,43では座mによる多段バルジ形状が顕著
について,破断部近傍の減肉率を図7(a)に. シーム
となる.図中の記号◇,口(opeTI)は多段バルジ形
部を含む両方向2o点の平均減肉率を図フ(b)に示す.
軸押込みなし(aら=o)の場合,破断部近傍の減肉
状を示し,素管寸法φ70xt
2.0でも同一傾向を示
率は30∼40%,周方向の平均減肉率は15∼18%と
す.ごら=−0.43付近では,座屈形状から単一バル
なる,軸押込み量の増加(ら<o,│ら│→大)に
ジ形状に移行する変形(図3(b),図5(a))が生じる
より,材質に関わらず,破断部近傍の減肉率は32
∼43%,両方向平均減肉率は20∼25%に増加する.
遷移領域であり,張出し変形に有利な負荷条件と考
えられる.
内圧一定負荷時に行う軸押込みにより破断限界が向
3.5 管中央部の応力比に関する検討 蓋無しの
上すること,また破断発生における周方向の平均減
長い薄肉円管を仮定した公称応力比α.を実験の負
a!Il
uj
[email protected]
%/Ssgu9!4
卵 40 e
0U
N
0 ︲
0
荷条件設定に用いたが,実際の自由バルジ変形を詳
細に検討する必要がある.従来の研究(2)・o)で
は管中央部の軸方向真応力(グ,)と測方向真応力
G≒)の比(以下,応力比剥が変形経路や張出
し形状に及ぼす影響についての検討がなされている,
森ら(oは,アルミニウム管を用いた蓋ありの条件
において,応力比(l一定や複合的なひずみ経路が張
0
0.6
0.4 -0.3
0.5
NO minal
0
0.2 -0.1
stress
出し性に及ぼす影響を検討し,適用したアルミニウ
raい0
ム管では応力比α=0(一定)の負荷経路が最良とし
(a)Burst
ているが,内圧ほぼ一定負荷時に軸押込みを行う
30 25
THFの負荷経路については検討されていない.本研
3 15 ほ 5 0
%/sSgu919
Joo!19u
Jo!19npgU
究ではTHFを考慮した蓋なし円管を用いたため,
蓋なし円管に関する応力比の基礎式を導き,先行文
献データを含めた検討を行う.図9に蓋なし円管に
作用する外力を示す.蓋なし円管では内圧ρと管端
郎に負荷する軸方向力眼が作用することにより張出
し変形が生じ,張出し部斜面に内圧pが作用するこ
0
0.6 -0.5 -0.4 -0.3 -0.2 -0.1
Nomjnal
stress
(b)Circumferenlial
FiR.7
1nnlucnce
とにより,さらに眼,なる力が発生する,善あり円
ratio
管ではこの他に内圧pが蓋に作用し,引張力1/らが
avcrage
発生する.図9の管中央部において,肉厚fc,張
of axial prcssing on thickness
出し量J。肉厚中心の軸方向応力乙≒n。周方向応
方向肉厚中心曲率半径メ≒4の各記号を用いる.
c QL
Qt
gt
CsO︲
L
olj/xl
9u
l4
ju
jo!suidxn!ujn
力び∂C(図中省略),周方向肉厚中心半径β∼,軸
2
匂
4、4
芦'゛
-!
………
1、2 −1 -0.8 -0.6 -0.4 −0.2 0 0.2
1nitial
stress
ratio
一一・e・z
αn
Fig. 8 1nfluence of initial stfess ratia on
expansion
limit
162
491
ノヽイドロフォーミング用電縫鋼管の張出し変形特性に関する研究
㎜㎜㎜㎜■ .-J
長手方向の力のつり合いにより(2)式が,張出し部斜
バルジ形状に移行する.この場合,図3(♭)に示すよう
面での力のつり合いにより(3)式が得られる.(3)式に
に,変形中期の2段バルジ形状によりバルジ加工部に
おいて,肉厚の変化がH勺に与える影響が小さいこと
材料が多く供給されており,単一バルジ形状に移行す
から,≒≒らと仮定する.
ることができれば,全体に膨らみ,張出限界も向上す
、 J り
ー
j
2
‘ ‘’
j「
附
{(ρ。+回)'-(ρ。一回り一恥4
︱
(7μ
ることになる.また,管長L=1D,3Dの各条件につ
いても応力比によりバルジ変形形状の変化を説明する
ことができる.これらのことから,管中央部の応力比
肌−π{(po-ソ+久)2−(poゴバ)
とその推移は自由バルジ変形形状を決定する大きな要
また膜理諭o2)による(4)式から応力比αの形式を持
因であること,TI4Fにおいて自由バルジ変形部分の
つ(5)式を作り,(2),(3),(5)式より,応力比αを求め
応力比が(一)側でも│ら1を過度に大きくしない,即ち
る(6)式が得られる
内圧と軸圧縮力をバランスさせた負荷経路が必要であ
ることかわかる.
巴肛
μ
(yφc
-
+
£
ら
ρれ
∂C
CΓ
3.6 張出し性に及ぼす材料特性の影響
4種の電縫鋼管素材で同一管長L=2Dの自由バルジ
ら ρ恥
ぴ●c
φ「
-
一
a回
(4)
-
(5)
加工実験結果を図11に示し,比較のため,森ら尚
びθご
の応力比一一定負荷経路によるエ業用純アルミニウム管
ぴ
一
び
αs
ρμ
φぐ
ー
(φ40xt1爪r値の計測にjlS13号B試験片を適用)の
結果を併記した.電縫鋼管素材の材料特性値は異なる
ぺrぼ匹jゾしyド1)
∂c
が,応力比と張出し斌の増加傾向は図10と同様であ
(6)
る.図3,5に示すように,加工硬叱した高強度材
負荷を途中で停止した中LLめ材および破断材について
(B,D)では変形形状の非対称性や張出し変形が局所化
管中央部の応力比を求めるには,素管肉厚り,内圧
する傾向はあるが,本実験の適用素材(353∼501MPa)
p,軸方向力W,管中央部における張出し量ぶ.,両
がA1050材の2∼3倍以上高強度であるにもかかわら
方向肉厚中心半径ρ白,軸方向肉厚中心半径ρむに
ず,同等以七の張出し性を示す.図11のA1050管材
関する実験結果データまたはそれらの補正信を代入す
は,anncal材(らi=75,80MPa, 加工硬化指数:り
る.軸方向肉厚中心半径ρおについては中央部近傍
=0,24,り=0.27,r偵:り=0.60,り・1.64,全伸び36
30mmの軸方向張出量分布より円弧近似で求めた.
42.5%,但しごアjと全伸びは貳∂方向特性値を併記)と
図1oに公称応力比らにより軸押込み量を変化させ
加工硬化材(as receiv
た実験結果を用いて,軸押込みが管中央部の応力比に
=0.018,り=0.019,り=0.63,り=1.35,仝伸び6.0,
及ぼす影響を示す.張出し率の増加とともに応力比α
5.3%)である.電縫鋼管とA1050管の材料特性を比較
が増加する傾向だが,張出し変形初期より応力比aが
すると,熱処題材の全伸びはほぼ同等だが,A1050加
−
エ硬化材の全伸びは6%以下と小さい.,づま後述の
(+)側にあれば単一バルジ形状だが,し)側で│ら│が
大の場合は全て2段バルジ形状である.初期にα<0
でも,中期に0近傍から(午)側に移行する場合,単一
−−I■
0.4
・材,グ3=139,148 MPa,り
→-A,αn=-0.5
→-A,αn=0.0
→-A,αn=−0.3
−−々y一一C,αn=-0.5
-一一A1051,annealed
→-D,αn=-0.5
一個一一B,αnニー0.5
A1050,as received
2
■・
-■
■■
㎜I
→−αn=0,0
㎜㎜
-0.4
七αn=−0.3
−0−{pl=−a5
−Q−
-0.6
anこ−0.7
一一-
-0.8
1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5
Explnsion
1.6
Q giJD・
” ︲ ︲
-0.2
犬上
o!:1
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o!Suldx3
0.2
0.5 -0.4 -0,3 -0.2 -0.1()0.1 0.2 0.3 0.4 0.5
ratior/『0
Stress
Fig. lo lntluence
ofllxjal pfessing on stfess iatio
ratio
α
Fig.11 1nnuenceof slressralioon limilcxpansjon ratio
(MaterialA,L●2D)
LG一一
ハイドロフォーミング用電縫鋼管の張出し変形特性に関する研究
192
−
(7)式で定義され,表3の電縫鋼管のデータよりr.
発に大きなメリットがあると考えられる.
0.81∼0.84で異方性が小さいのに対し,A1050材のん
4.自由バルジ加工の数値解析方法の検討
値は,りj=1.0と仮定すると同程度だが,異方性が
大きい.引張試験から求めた真応力一真ひずみ曲線に
自由バルジ加工の数値解析研究では,膜理論を適用
よる加工硬化指数(n値)と限界張り出し率の比較を
した研究(2)o5)は多いが,FEM解析による研究
白は少ない.FEM解析による研究においては,一
図12に示す.熱処理材で0.2以上,加工硬化材で0.1
以下に大別され,材料による加工硬化特性の違いは少
定軸押し圧力を加工初期から負荷する方式が検討され
ない,加工硬化材に注目すると,低延性6%のAI050
たが,加工初期の序詞を避けるために低い軸押し圧力
as received材がa=O一一定の負荷経路で張出限界45%,
(公称応力比ら=-0.1∼-0.2相当)の検討に限られて
延性20%以上の電縫鋼管asroH材では,公称応力比
いた.本章では,前述の実験結果をもとに,FEM解
析モデルの構築を行い,その適用性を検討する.
一定条件においてB材(TS388MPa)で83%,更に高強
度のD材(501MPa)でも64%の張出限界を示す.これ
4.1 解析方法 解析は軸対称問題として図13に示
らの結果から,軸押込みを行う自由バルジ加工では,
すように,軸方向断面の1/2の部分をモデル化した.
n値が小さな材料においても,軸押込みによる過度の
解析には静的陰解法有限要素法プログラムABAQUS/
座屈形状発生を抑制する張出し変形を与える内圧を負
Standardを用いた.要素には4節点アイソパラメトリ
荷することにより,良好な張出し性が得られる.また,
ック要素を用い,バルジ加工する管長Lの部分を軸
電縫鋼管には高強度になると張出し形状が非対称にな
方向に90分割,板厚方向に4分割し,掴み部を軸方
る欠点はあるが,低強度のアルミニウム材と同様の高
向に45分割,板厚方向に4分割した.要素数は540,
い張出し性が得られることは自動車用THF部品の開
節点数は680である.掴み部は軸方向変位を自由とし,
板厚方向変位のみを拘束する条件とした,負荷経路条
0.25
w︲
0.2
9nlBAIC
1.2
1
0,15
0.8
0.6
0.4
の3種類,管長L=2Dとした.素管寸法は実験と同じ
φ60.5×12,6である.検討した素材はA,D材で,引
張り試験より求めた真応力一真ひずみ曲線を多直線近
似して解析に適用した.図14に多直線近似した真応
0.05
02
A C A1050 B D A1050
Fig.12Thc
n-vahles of cxperimental
stress-slrain curves and
material from
Limit expansion
500
400
0000
Q
0
700
600
0
30
`0
Z1
︵a5一︶u!ljl
g
s
n」1
0.1
件には(1)式に示す公称応力比α.を0.0,−0.3,−0.5
g'O︲zu
Wg
o!le
uj
o!sued
1x
!9
ulrl
S g9
eN ra F
0.3
ratjo
0
Tube__ __ 一
0.1
0,2
0.3
True
stress
Fig.14 Stress −straincurves for FEM
analyscs
5 0 5 0 5 0 5一
3 3 2 2 1 1 L
︵1︲2︶QjnSSOjCI
5 0 5 0 5 Q Q
r︶cgUN N r ̄ y=
leE91ul
−50 5 1015 -5 051015
Radial
t−一一- ̄ ̄
expansion
5
0 5 1015
/ 訓1
Fig.15 1ntemaI Prcssure −bulge displacement curvcs
(Maleria1A)
一
Fig.13 Finiteelement analysis model of free bulgjng
164
493
-
ハイドロフォーミング用朧縫鋼管の張出し変形特性に関する研究
カー真ひずみ曲線を示す.荷重負荷方法には,自由バ
ルジ変形の進行とともに安定的な負荷を行うことがで
4,3バルジ変形形状 図16(a),(b)及び図17(a)に,
A材の張出し量分布を示す.上段の図は破壊以前の途
きる修正Riks法による弧長増分法を用いた.
中段階で負荷を停止した中止め材(lnlermediate)で,
4.2 内圧−バルジ量関係
下段の図は破斯時の張出し量分布を示す.公称応力比
図15にA材の内圧一張出し量関係を示す.ここで,
a。=0-0,−0,3では,解析で得られたバルジ形状は実
張出し量は管中央部外壁における半径方向変位の最大
験で得られた形状と良い対応を示し,剣一一0.3にお
値を表す.回申,実線は解析値,0印は実験値を示す.
いては,中止め時の2段バルジ形状から破壊時の眼一
熱処理をしたA材の場合,張出し変形初期に,引張試
バルジ形状への変化も解析することができる.
験の上降伏点に相当する内圧の上昇,下降が表れ,解
図17(a)に示すら=−o,5では,中止め時の2段バルジ
析結果と差があるが,内圧−バルジ量関係を示す解析
形状は実験と対応するが,解析ではその後も座屈変形
値と実験値は全般的に良く一致する.解析では.軸力
が進行して2段バルジ形状を維持し,実験結果と異な
を加え,初期応力比が低下するとともに,最高内圧が
る.2段バルジ形状から単一バルジ形状に変化する変
低下し,小さな内圧で大きなバルジ量が得られる.実
形の解析精度を劣化させる原因には,負荷経路条件や
験では,軸押込みを負荷する場合,初期に発生する大
掴み部工具の接触条件,応力ひずみ曲線等の影響が考
きな座屈を防止するため,弾性範囲内H〕Mpa程度の
えられる.図17(♭)に高強度のD材に関する張出し量
初期圧を加えた後,軸力を負荷しているのに対し,解
分布を示す.実験では張出し変形が1ヵ所に集中する
析では内圧と軸力が同時に作用し始めるが,初期の負
傾向を示し,張出し形状が非対称となる傾向が顕著で
荷経路によるこのような違いの影響は小さいと考えら
あるが,解析結果では対称な単一バルジ形状となり,
れる.
非対称性がみられない.原因としては,高強度のas
20
生すると考えられる管端部固定条件の変動がFEM解
15
OgJO
I
EE/uo!sued
1x
e9
!PeS
201510LQQ
roll材に存在する残留応力分布や高強度材の加工で発
析に反映されでいないためと考えられる.
4,4 応力比の推移 図18にA材を自由バルジ加
-100
LQ Q
CUN
2520防犯50
100 -50 0 50 100
工した場合の応力比とその推移について解析値及び実
50 0 5{} 100
験材の計測値から求めた応力比の結果を示す.解析値
LQ
w9
は実験値よりも若干低めだが,傾向は一一致しており,
0″30
1
図16や図17に示した張出し量分布の解析結果の妥当
性に対応すると考えられる.
-100 --50 0 50 100 -100 -50 0
本解析モデルにより,蓋なし円管の自由バルジ加工を
50 100
精度よくシミュレートできると考えられる.
Positionin axial directiQn /『nm
(a)A,α。=0.0 (b)A,a7-0.3
Fig.16
Expansion
以上の結果より,検討した解析モデルでは,自由バル
ジ加工において座屈変形が比較的少ない,初期応力比
distribution of free bulged lube
(MaleriaIA)
ら≧−0.3∼−0.4までは十分な解析精度を保持すると
考えられる.
−FEM
-50 0 50 100
o!4e
sj
sgjlS
一100
ta
11
防印50
le!Pelj
2520
uo!sue‘
g
/
1r5 0
ujuj
0
o
50
−100
50 100
|
LQ
11
-100 -50 0
−一一¬
OExp
50
laO -50 0
50
100
eMD︲ O i︲
0 0 0 0
2015105
20
-0.2
-0,3
-0,4
-0.5
0 50 1【X】’ ̄ ̄  ̄ ̄
Positionil¬axial diraction
−0.6
/mm
0 0.2 0.4 0.6
(a)A,ら=-0.5 (b)D.α岬-0,5
Expansion ratio(Rmax/RO−1)
Fig』フExpansion distributionof free bulged lubc
(MatefiaI A and D)
Fig.18 changjngs of slressralioin ffee bulgin&deformation
-一一]65
一一
掴
ハイドロフォーミング弔電縫鋼管の張出し変形特性に関する研究
一一−一一-一一-一一一一 一一
5. 肉厚分布に及ぼす塑性異方性の影響
結論を得た.
①THFに適用される内圧一定時に軸押込みを行う負荷
張出し部の肉厚減少を均一一化するために,材料特性
として塑性異方性に関する数値解析的研究(0パIO
経路を公称応力の応力比を適用する実験方法でシミ
はあるが,無限長管や平均化した塑性異方性(F)を
ュレートすることにより,電縫鋼管の変形形状,肉
適用しており,詳細な検討は行われていない.前章で
厚分布,および限界張出し率に関する張出し特性を
構築したFEM解析モデルを用いた解析では,素材を
明らかにレ単一バルジ形状において高い張出し率
を得るためには,管中央部の応力比が(-)側でも,
等方性と仮定した.ここでは,実験に適用した素材の
塑性異方性を考慮した解析を行い,肉厚減少率への影
|.,71を過大にしない,即ち内圧と軸圧縮力をバラ
響について検討する.A,C材の塑性異方性に関する
ンスさせた負荷経路が必要であることを示した.
②工業用純アルミニウム材と比較して高強度の電縫鋼
特性値を安3に示す.塑性異方性を求めるため,引張
管がTHFに適用される負荷経路条件を適用するこ
試験にはjlS12りB試験片を用いた.安中のパラメー
とにより,同等以上の張出特性を持つことを示した.
タは次式で定義される,
−
③自由バルジ加工実験をシミュレートするFEM解析
r’(r∂+rcぬ+r..15)/4
モデルを構築し,従来よりも軸押込みの大きい条件
&’2″45−9
−り1
まで解析精度が得られること,また実験に適用した
同一張出し量10mmにおける肉厚減少率の軸方向分布
素材(A,C)の塑性異方性は解析において考慮する
を図19に示す.図中,(I)は等方性,(A)は塑性異方性
必要がないことを明らかにした.
を考慮した解析条件を示す.公称応力比ら,=0,0の場
合に,等方性と異方性の差が大きくなるが,肉厚減少
文献
率で2%程度である.管端部を固定した場合,公称応
力比剣一一0.25の場合には,異方性の影響はほとんど
(1)例えば,.真鍋健一,管材の液圧成形技術一過去・現
現れていない.これらの解析結果より,A,C材の持
在・未来−,塑性と加工,39.453(1998),999
つ異方性では自由バルジ変形挙動に大きな影響を与え
(2)Woo,D.M.,Hawkes,P.j.,Dcermjnalionof
ないことを確認した.
Strcss/S11ainCharaclcristics
o fTubularMat
6.結言
lnst.ofMelals, 96(1968).357.
自動車用閉断面構造部品の加工に適用されるTE{Fプロ
(3)淵潭定克,他1名,円筒の張出し加工に関する研究
セスの液圧成形工程では管端部が開いた状態の拘束条
(第1報)全ひずみ理論による解析,精密機械,37-
・als,J,of
件であることから,羞なし円管の自由バルジ加工に電
8(1971),565
縫鋼管を川いた実験及び解析的検討を行い,以下の
(4)測一定克,他3名,薄肉円筒の液圧パルジ変形に及
ぼす塑性違法性の影響,第36回塑性加工連合講演会
Table.3 r −value and pafameterF、j。
7’φ
Material
r汐
脳
諭文集(1985),205
j,・
−
「
A
0.59
0.97
0.83
0.84
0.52
C
0.63
0.93
0.73
0.81
0.50
(5)測深定克,他3名,両端の軸方向変位を拘束した薄
肉円管の液圧バルジ変形,塑性と加工,28-318(1987).
745
(6)森茂樹,他2名,管材の液圧バルジ加エシミュレータの開
発と負荷経路制御の実験,塑性と加工,29-325(1988).
べ)−an・00113
Msterial
−←an=a.C(A)
A
20
一色一αn=−0.25(│)
15
心Edl●
555
―麦−gns−a.25(AI
S。adCI)
(7)村田虞,他4名,円管のパルジ成形における管端部
Edge nxed(A)
5
1D
拘束条件の影響,塑性と加工,31-348(1990).98
−!−一
(%)9sau9!9
jco!11
u1
o!pnpQS
25
18)淵渾定克,他3名,軸押込みと内圧による薄肉鋼管
0
㎜■㎜㎜㎜I■■I■■1___I㎜㎜■
−100
-50
a
50
のバルジ加工,塑性と加工,35-398(1994).250
100
(ln)Sokolowskj,T.etal・,EVALUATION
P。sitian in axial dir。cti。n/mm
(SMsguM99
jo o!1gj uo!pnpgU
p @
oi
a∼
os
I
a
N
CHARACTERISTICS
-○一αn=0.0(j)
Jcyn=0.0(A)
ベーαn=-0.25())
一●一一an=-0.25(A)
心Edle6ld())
−・−Edge6xed(A)
H¥DROAULIC
IN TUBE
BULGE
TESTING
OF MATER】AL
HYI〕ROFORGING:
OF TUBES,
Advanced
Technology of P】asljcity,Vol.2(1999),1217
(11)Cafleer,G.elal.,Analysis of thc effectof malefial
properliesnn lhe hydiofor711irlg
pfacess of tuhes,J.ofMat.
Pmc. Technol. 104(2000)158
0
−¶00
50
ロ
50
(12)TimoshenkQ,S.&Wojnnowsky-Kiieger,T11eoΣyof
100
Pasitian
in a。ialdirectian/mm
Fig.19
1nfluenceof
Plalesand Shells,21ded.,MCGfaw-Hm,1959
plaslic anisolfopy
㎜−』.L●−
1胚
於1
剔ぶ ‰
4
-
レ
! ̄ ̄ ̄
ピ
h
八
i
一一一一一一‥
・
-
。,幽,,。
1
_
fTI
一
|
蓼
|
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|
ljRANSACT10NS OF THE jAPAN SOCIETY OF MECHANICAL
i
㎜I
y.
ENGINEERS
n;gl
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i
一
|
ぶ一ン一で- T 一一一一一一一一
_.・lii
一一
一
ご1
/│
工学/機械一機械システム図書室
2004/4/12
日本機械学会論文集.A
70 G91
No110()784