(57)【要約】【課題】曲がりハット材など寸法精度の観点からプレスシミュレーションが難しい、フランジ部で局所的に厚みの増減をともなう形状を対象に、計算時間を出来るだけ短縮するとともに成形解析精度の高い、プレス部品の成形解析方法を提供することを課題とする。【解決手段】プレス部品の成形性を評価するための有限要素法を用いたシミュレーションにおいて金型を、ブランク接触面から所定の厚みを有する弾性体ソリッドモデルとしてモデル化し、シミュレーション実行にあたっては、ブランク接触面と反対側の金型モデル面全体を一様に変位させる。【選択図】図１
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
プレス部品の成形性を評価するための有限要素法を用いたシミュレーションによるプレス部品の成形解析方法であって、
金型を、ブランク接触面から所定の厚みを有する弾性体ソリッドモデルとしてモデル化し、
シミュレーション実行にあたっては、ブランク接触面と反対側の金型モデル面全体を一様に変位させることを特徴とするプレス部品の成形解析方法。
【請求項２】
請求項１に記載のプレス部品の成形解析方法において、
モデル化する金型を、ダイおよび／またはホルダとし、
シミュレーション実行にあたっては、金型モデルのヤング率および／または前記厚みを調整することを特徴とするプレス部品の成形解析方法。
【請求項３】
請求項１または請求項２に記載のプレス部品の成形解析方法において、
ブランクを、弾塑性体のソリッドモデルとしてモデル化することを特徴とするプレス部品の成形解析方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、自動車等のプレス部品の成形性を評価するために行われる、プレス部品の成形解析方法に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
自動車等のプレス部品の成形性を評価するために、有限要素法を用いたシミュレーションによる成形解析が広く行われている。このようなシミュレーション実行時のモデル化にあたっては、金型はブランク（材料）と接触する面のみをシェル要素による剛体としてモデル化（例えば、非特許文献１参照）するのがこれまで一般的であった。
【０００３】
これは、金型全体を弾性体としてモデル化したのでは、モデル化に手間と時間がかかる、さらにシミュレーションを行うのに計算時間がかかるという、モデル化コスト（モデル化時間）および計算コスト（計算時間）の両面からして実用的でないという理由とともに、上記モデル化を行ったシミュレーションによる成形解析結果と実プレスとの対比でほぼ十分な成形性評価が得られるという理由からである。
【０００４】
しかしながら、非特許文献１に代表される、金型はブランクと接触する面のみをシェル要素による剛体としてモデル化する方法では、曲がりハット材など寸法精度の観点からプレスシミュレーションが難しい形状を対象とした場合には、材料流入が実プレスと有限要素解析とで一致せず、またこのためスプリングバック解析なども実験と解析で一致しないという問題があった。
【０００５】
これに対して、非特許文献２には、曲がりハット材を対象にして、金型のたわみを別途計算し、金型全体を詳細に弾性体としてモデル化し有限要素法計算に簡易的に取り込む手法が提案されている。
【先行技術文献】
【非特許文献】
【０００６】
【非特許文献１】吹春寛、日刊工業新聞社、「プレス成形シミュレーション」、p12 (2003-5)
【非特許文献２】蔦森秀夫ら、塑性と加工、第44巻、第513号(2003-10) p28-32
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００７】
しかしながら、非特許文献２に開示された手法は、金型全体を詳細に弾性体としてモデル化しているため、モデル化ならびシミュレーション計算に時間が莫大にかかってしまい実用的ではないという、前述した問題がある。さらに、金型のたわみと荷重分布を連成解析（同時に解析）している訳ではないため、精度に関しても満足な解析精度を得られないという問題もある。
【０００８】
本発明は、このような事情に鑑みてなされたものであり、曲がりハット材など寸法精度の観点からプレスシミュレーションが難しい、フランジ部で局所的に厚みの増減をともなう形状を対象に、計算時間を出来るだけ短縮するとともに成形解析精度の高い、プレス部品の成形解析方法を提供することを課題とする。
【課題を解決するための手段】
【０００９】
上記課題は次の発明により解決される。
【００１０】
［１］プレス部品の成形性を評価するための有限要素法を用いたシミュレーションによるプレス部品の成形解析方法であって、金型を、ブランク接触面から所定の厚みを有する弾性体ソリッドモデルとしてモデル化し、シミュレーション実行にあたっては、ブランク接触面と反対側の金型モデル面全体を一様に変位させることを特徴とするプレス部品の成形解析方法。
【００１１】
［２］上記［１］に記載のプレス部品の成形解析方法において、モデル化する金型を、ダイおよび／またはホルダとし、シミュレーション実行にあたっては、金型モデルのヤング率および／または前記厚みを調整することを特徴とするプレス部品の成形解析方法。
【００１２】
［３］上記［１］または［２］に記載のプレス部品の成形解析方法において、ブランクを弾塑性体のソリッドモデルとしてモデル化することを特徴とするプレス部品の成形解析方法。
【発明の効果】
【００１３】
本発明によれば、曲がりハット材など寸法精度の観点からプレスシミュレーションが難しい、フランジ部で局所的に厚みの増減をともなう形状の成形解析において、実プレスにおける材料流入と良く一致した精度の高い結果を得ることができる。またこの結果を用いた、板厚減少・われ・しわ・スプリングバックの予測精度の改善が可能である。
【図面の簡単な説明】
【００１４】
【図１】実施例で用いた金型モデルを模式的に示す図である。
【図２】シミュレーションおよび実プレスの中央部の外側(ハット外側)のフランジ残り量を示す図である。
【図３】シミュレーションおよび実プレスの中央部の内側(ハット内側)のフランジ残り量を示す図である。
【図４】シミュレーション時間の比較を示す図である。
【発明を実施するための形態】
【００１５】
本発明の説明に入る前に、先ず、本発明に至った知見を以下に述べる。本発明者らは、プレス金型全体の弾性たわみについて金型端面を調査した結果、プレス下死点付近(０〜２ｍｍ程度)でのみ金型が垂直方法にたわんでおり、プレス成形途中ではほとんどたわんでないことを把握した。このことから、金型全体の大きなたわみは材料流入に影響しないとの知見を得た。
【００１６】
またその一方で、前記の曲がりハット成形においては、材料の流入過程で曲がり部の外側で板厚が増加し、内側で板厚減少が発生することを確かめた。このことから、接触圧力が板厚の増加した外側で増加し、反対に内側で減少するといった接触圧力分布の変化が材料流入に影響するとの知見を得た。
【００１７】
そこで、本発明者らはこの接触圧力の変動により、金型表面が局所的に弾性変形していると考え、金型全体の詳細なモデル化までは必要でなく、金型表面の接触変形をモデル化することが重要であると考え、本発明に想到したものである。
【００１８】
非特許文献１のように、従来は剛体として金型全体を定義していたものを、本発明では、金型をブランク(材料)と接触する金型表面から所定の厚み(例えば、実プレス相当の厚み、１００ｍｍ〜２００ｍｍなど)を有する弾性体と定義(モデル化)することで、ブランク(材料)と接触する金型表面の弾性変形を表現する。すなわち、板厚増加している部分では、材料の流入抵抗となる摩擦力が緩和され、反対に板厚減少している部分では、摩擦力が大きくなるというように、接触圧力が場所的に平滑化する現象を表現できる。このため、実プレスにおける材料流入とシミュレーション結果が一致する。
【００１９】
金型の内、ダイおよびホルダ両方をソリッドモデル化することにより、ブランク表裏両面に接した金型の表面弾性変形を表現することができる。また、ダイまたはホルダのどちらかのみをソリッドモデル化することにより、ブランクにあたっている片側の金型だけで圧力による表面弾性変形を表現することも可能である。
【００２０】
また、シミュレーション実行にあたっては、弾性体として定義する金型モデルのヤング率および前記厚みを調整することで、実プレスに近い結果を得ることができる。これは、ヤング率および厚みが表面の接触変形とほぼ線形の関係があるからである。
【００２１】
たとえば、実プレスのダイ、ホルダの金型厚みが１５０ｍｍとした場合、シミュレーションにおいてホルダ側のみソリッド要素とする場合、ヤング率を１／２とするか、または、厚みを３００ｍｍとすると表面弾性変形量がほぼ等しくなり、良好な流入量の結果を得ることができる。
【００２２】
さらに、ブランクに弾塑性のソリッド要素を適用することにより、ブランクが接触力（板厚方向の応力）を受けることで変形するようになるため、実プレス同様、急激な接触面圧の変化が緩和され、流入量の計算精度が向上する。ブランクにソリッド要素を適用した場合に、シェル要素を適用した場合に比べ流入が改善するのは、シェル要素は接触圧力により直接変形はしないのに対して、ソリッド要素は変形を起こすため、圧力分布に対して敏感であるためと考えられるからである。
【実施例】
【００２３】
曲がりハット材のプレス成形シミュレーションおよび実プレス実験により本発明の有効性を調べた実施例について以下に記す。
【００２４】
図１は、実施例で用いた金型モデルを模式的に示す図である。図中、１はブランク、２はダイ、３はホルダ、および４はパンチをそれぞれ表す。そして、図１(ａ)はホルダ、ダイ両方を弾性体のソリッドモデル化したもの、図１(ｂ)はダイのみをソリッドモデル化したもの、図１(ｃ)はホルダのみをソリッドモデル化したもの、図１(ｄ)は図１(ｃ)のホルダの厚みを厚くしたもの、および図１(ｅ)はシェル剛体モデルすなわち従来から行われている、すべての金型表面のみを剛体として定義するシェルモデルをそれぞれ示す。
【００２５】
成形シミュレーションにおける境界条件について説明する。従来のシェル要素による剛体金型モデル（図１(ｅ)）の絞り成形での金型動作は、パンチ４を固定し、ホルダ３に反プレス方向にしわ押さえ力を与え、ダイ２の剛体中心をプレス方向に移動させていた。本発明においては、弾性体モデル化した金型のブランク１と接触する面と反対側の面全体を一様に変位させるようにした。これは、ブランクと接触する金型表面の弾性変形の影響が反対側面に及ばないようにするためである。
【００２６】
すなわち、ダイ２を弾性体化した場合（図１(ａ)、(ｂ)）は、上面側の節点を一様に変位させた。また、ホルダ３を弾性体化する場合（図１(ａ)、(ｃ)、(ｄ)）は、下面の節点が一様に変位し、かつこの面にかかる力がホルダー力となるようにした。なお、シミュレーション実行にあたっては、ＬＳＴＣ製のＬＳ−ＤＹＮＡを用いた。
【００２７】
図２および３は、シミュレーションおよび実プレスの中央部の外側・内側(ハット外側・内側)のフランジ残り量を示す図である。フランジ残り量を縦軸に、横軸に左から、実プレス、比較例１、および実施例１〜６を並べて示している。実プレスは実プレスにての計測値を、比較例１は図１(ｅ)のシェル剛体モデルでシミュレーションした結果を、実施例１〜４は、それぞれ図１(ａ)−(ｄ)の金型モデルを用いて、金型のヤング率を２０５．８ＧＰａとしてシミュレーションした結果を示している。
【００２８】
また、実施例５は、図１(ｃ)の金型モデルにおいてヤング率を先の半分の１０２．９ＧＰａとしたものであり、実施例６は図１(ａ)の金型モデルを用いてブランクも弾塑性体のソリッド要素としてシミュレーションした結果をそれぞれ示している。
【００２９】
シミュレーションおよび実プレスの成形条件は、ブランク材はＪＳＣ５９０Ｙの板厚１．２ｍｍであり、しわ押さえ力は６８６ＫＮである。また、シミュレーションでの摩擦係数は０．１２とし、パンチは剛体のシェル要素としている。
【００３０】
図４は、シミュレーション時間の比較を示す図である。比較例１および実施例１〜６について、シミュレーションに要した時間を示している。なお、用いる計算機の性能によりシミュレーション時間は異なってくるため、同じ計算機を用いた結果であり、比較例１のシミュレーションに要した時間でそれぞれを無次元化している。
【００３１】
比較例１のシミュレーションに要した時間に対して、長い順に、実施例６(１０４倍)、実施例１(２０倍)、実施例４(１１倍)、実施例３(９倍)、実施例５(６倍)、実施例２(５倍)の順になっている。
【００３２】
先ず、ホルダを弾性体のソリッドモデル化したもの(実施例３〜５)と、ダイを弾性体のソリッドモデル化したもの(実施例２)を比較すると、荷重の収束の問題からホルダを弾性体のソリッドモデル化したもの(実施例３〜５)の方が計算時間がかかっている。
【００３３】
また、実施例３〜５の比較では、実施例５は実施例３に比べヤング率を半分と小さくしているので、タイムステップ(動的陽解法における計算時間キザミ)を大きくとれることから時間が短くなっている。同様に、実施例４は実施例３に比べホルダの厚みを厚くしているため、メッシュの数が多くなり計算時間が多くなっている。
【００３４】
さらに、実施例６は、ブランクも弾塑性体のソリッド要素としているため、メッシュ数の増大、板厚方向のメッシュサイズが小さくなることによりタイムステップが小になるといった理由のため、計算時間が莫大(比較例１の１０４倍)となっている。
【００３５】
精度の観点から、実プレスと比較例１を比較すると、ハット外側のフランジ残り量は、実プレスでは４８ｍｍであるのに、比較例１では５６ｍｍと実プレスと比べて８ｍｍほど多い(図２)ことが分る。これに対して、図３に示すハット内側のフランジ残り量は、実プレスでは３４ｍｍであるのに、比較例１では２６ｍｍと実プレスと比べて８ｍｍほど逆に短くなっていることが分る。このように、実プレスと比較例１では、フランジ残り量に大きな違いがみられ、曲がりハット材のプレス成形解析にシェル剛体モデルを用いる問題点を再確認したものとなっている。
【００３６】
実施例１〜６については、全体的な傾向としては、実プレスと比べて、ハット外側のフランジ残り量は大きな、ハット内側のフランジ残り量は小さなシミュレーション結果になっているものの、比較例１と比較すると、いずれも実プレスとの差が少なくなりシミュレーション結果が改善されていることが判る。
【００３７】
実プレスとの一致度からみると、一番いいのは、実施例６(ホルダ、ダイ両方を弾性体のソリッドモデル化＋ブランクも弾塑性体のソリッドモデル化)、続いて実施例１(ホルダ、ダイ両方を弾性体のソリッドモデル化)となっている。これは、他の実施例２〜実施例５に比べてより詳細なモデル化を行っているため、計算時間は非常に長くかかるものの精度が良くなるという、当初の予想どおりの結果である。
【００３８】
しかしながら、ダイのみ(実施例２)、ホルダのみ(実施例３)を弾性体とした場合でも、材料流入(フランジ残り量)は改善し、両方モデル化(実施例１)の場合と大きな差異は生じておらず、計算時間の短縮の観点から実用的な有効手段と考えられる。なお、ホルダのみ(実施例３、図１(ｃ))を弾性体とすると、前述したように荷重の収束の問題でダイのみの場合と比べて計算時間がかかるため、ダイのみ(実施例２、図１(ｂ))を弾性体化した方がより実用的と考えられる。
【００３９】
また、実施例４(ホルダの厚みを厚くしたもの、図１(ｄ))および実施例５(ヤング率を半分の１０２．９ＧＰａとしたもの)については、それぞれ更なる改善が認められ、弾性体として定義する金型モデルのヤング率および厚み(プレス方向の面までの距離)を調整することにより、実験結果に近いより的確な流入量をシミュレートすることができる。
【００４０】
本実施例において、精度と計算時間の両面から検討を行ったが両者にはトレードオフの関係もみられ、実際にプレスシミュレーションを行うにあたっては、求められる精度に見合ったモデル化およびシミュレーション実行が必要である。
【００４１】
以上、本発明に係るプレス部品の成形解析方法を用いれば、曲がりハット材など寸法精度の観点からプレスシミュレーションが難しい、フランジ部で局所的に厚みの増減をともなう形状の成形解析において、実プレスにおける材料流入と良く一致した精度の高い結果を得ることができる。さらにこの結果を用いた、板厚減少・われ・しわ・スプリングバックの予測精度の改善が可能である。
【符号の説明】
【００４２】
１        ブランク
２        ダイ
３        ホルダー
４        パンチ
【図１】
2011251318.tif 000003
【図２】
2011251318.tif 000004
【図３】
2011251318.tif 000005
【図４】
2011251318.tif 000006