管のﾄﾞﾛｰﾍﾞﾝﾄﾞ、ﾌﾟﾘﾌｫｰﾑ、ﾊｲﾄﾞﾛﾌｫｰﾑによる矩形断面曲がり部の成形ｼﾐｭﾚｰｼｮﾝ（第 2 報：ﾊｲﾄﾞﾛ後の曲がり部肉厚に与えるﾄﾞﾛｰﾍﾞﾝﾄﾞ、ﾌﾟﾘﾌｫｰﾑ条件の組み合わせの影響）
塑正*坂口金田尚良 (山本水圧)
直人 (山本水圧)1. 緒言
断面高さが素管径より小さい横長の矩形断面曲がり部をドローベンド(DB)、プリフォーム(PF)、ハイドロフ
ォーム(HF)で成形する場合、減肉は背側コーナ部で最も大きく、その減肉の程度を PF 方法によって調整し得る
ことが示された 1)。一方、DB 品から直接 HF で円形断面曲がり部を成形する場合の減肉に与える DB 条件の影響も報告されている 2)。本報では、DB、PF 条件の組み合わせが上記矩形断面曲がり部の HF 後肉厚に与える影響を FEM 解析で検討した結果を紹介する。
2. FEM 解析条件（LS-DYNA、シェル要素）(1)素管：φ60.5×2t×418L。材料特性は前報 1)と同一。
(2)DB（Fig.1）：R120 曲げダイ（μ=0.1）で 90°曲げ。
マンドレルは 1-ball、3-ball 2)（μ=0.1）と無しの３条件。
ブースタ軸圧縮応力 fb は 3 条件（0、66.7、133MPa）。
プレッシャダイ（μ=0.1）移動量 Ls はプレッシャダイ接線力 Pf=0 となる値(同期移動量 Ls*2))を採用。
(3) PF：前報 1)と同一の A,B2type（Fig.2）。A-type はHF 型にならった形状の型内で、B-type は背側直線部と腹側を型に当てた状態で横扁平つぶし加工。
(4)HF：軸押し無（管端 Node を金型に固定）で 250MPaの内圧を付加し、矩形断面（幅／高さ=2）に拡管（Fig.3）。
素管からの周長増加率は 10%（摩擦係数 μ=0.1）。

Fig.3 Hydroforming die
3. 解析結果と考察(1)マンドレルの影響：(a)断面形状；Fig.4 は DB から HF までの曲がり部 45°断面の形状変化、
Fig.5 は PF 中の曲がり部 45°断面の水平方向位置変化を HF 型 Die cavity 壁との距離で示す。
ⅰ)DB 品背側に凹みを生ずるマンドレル無しでは、PF で背側に折れ込みが発生（HF で消滅）。背側凹みが生じない 1-ball DB 品では折れ込みは生じない（Fig.4）。
ⅱ)折れ込みにより、PF 品の背側（▲●）と HF 型 Diecavity の間に広い空間が残る(Fig.5)。
ⅲ) マンドレル条件によらず、 PF を A→B-type にする
ことにより PF 品と HF die cavity との距離は背側（▲●）で減少し、腹側（■）で増加する(Fig.5)。
Without Mandrel

A-typePF

B-type
PFA-type

Fig.1 Draw bending

勝士 (山本水圧)
正康 (山本水圧)塑正 石垣塑正 小嶋

1-ball Mandrel

DBDBPFPFHF

HFDBDBPFPF

HF

HF

Fig.4 Change of cross-sectional shape of bend

B-typeFig.2 Preforming die

Fig.5 Horizontal displacement of 45°cross section ofbend during preforming

(a) Without Mandrel

DB0.2
A-type B-type

PF0-0.4-0.6

Thickness strain εtaebfcgdha(b) 1-ball Mandrel

0.4

-0.2
-0.4
-0.6
bfcgdha(c) 3-ball Mandrel

0.4

A-type B-type

HF-0.3
Outsidewall

050

100150fb(MPa)(b) Center of top flat wall0.10-0.10e

Ls*=195.5-0.2

00.2aLs*=188,DBPF

Thickness strain εt

HF-0.8Thickness strain εt

Ls*=180,-0.4-0.2(a) Corner of outside wall

0-0.10.2

Thickness strain εt

Thickness strain εt0.4ⅲ )DB 品 側 壁 （ 中 立 部 ） が 位 置 す る 平 坦 面 中 央 部（Fig.7(b)）においては、DB から HF までの肉厚歪の変化が小さく、PF Type による差違も見られない。
ⅳ)HF 後の腹側コーナ（Fig.7(c)）においては、B-type
PF 品の HF 工程での減肉（▲と■の差）は fb によらずA-type PF の場合（△と□の差）より大きい。
Thickness strain εt(b)肉厚変化；Fig.6 は、DB、PF、HF 後の曲がり部 45°
断面の周方向肉厚歪分布をマンドレル条件別示す。
ⅰ)マンドレルによらず、HF 後の最大減肉部位は背側コーナ（e、h 部）。特にマンドレル無しの減肉が大きく、曲げでの周長減少促進 2)と折れ込みで形成される PF 品
背側と HF 型内の広い空間での拡管が影響している。
ⅱ)HF 後の背側コーナの減肉は、1-ball 曲げによって顕著に抑制され、3-ball を採用すればさらに抑制される。
ⅲ)HF 後の背側コーナの減肉は PF を A→B-type にすることによって大きく抑制され、その効果はマンドレル無しの条件でも明瞭である。

0.30.250100150fb(MPa)(c) Corner of inside wall
Insidewall

0.1
050100150
Axial compressive stress fb(MPa)Fig.7 Variation of thickness strain at 45 ° crosssection of bend with axial compressive stress

0-0.2-0.4-0.6
aebfcgdha

Position around periphery
Fig.6 Variation of circumferential distribution ofthickness strain at 45°cross section with proceeding
the sequential forming processes(２)ブースタによる軸圧縮応力 fb の影響：（3-ball 曲げ）
Fig.7 は、fb と DB、PF、HF 後肉厚歪の関係を示す。
ⅰ)曲がり部の周方向部位によらず、fb の増加とともにPF、HF 後の肉厚は増加（減肉抑制、増肉助長）する。
ⅱ)HF 後の背側コーナ（Fig.7(a)）において、PF を A-typeから B-type に変更することによる減肉抑制効果（□と■の差）は fb の増加とともに大きくなる傾向が認められる。この部位の PF 段階での肉厚歪は A-type と B-typeで差違が見られず、fb 増加による DB での背側減肉抑制が B-type PF を採用することによって HF での背側コーナの減肉抑制にさらに効果的に働いている。

4. 結言
管のドローベンド（DB）、プリフォーム（PF）、ハイドロフォーム（HF）による横扁平矩形断面曲がり部の成形の FEM 解析を行い、HF 後の曲がり部肉厚に与える DB、PF 条件の組み合わせの影響を調査した。
(1)背側凹みを生ずるマンドレル無しの DB では、PFで背側に折れ込みが生ずる。HF 拡管で折れ込みは消滅するが、背側コーナ部に極めて大きな減肉が生ずる。
(2)背側コーナの減肉は 1-ball、3-ball マンドレル曲げを行うことによって軽減され、曲げ部背側延長線上の直管部および曲げ部腹側を型に接触させた状態で潰しを行う（B-Type）PF によってさらに効果的に軽減される。
(3)DB でのブースタによる軸圧縮応力付加は、HF 品曲がり部の周方向部位すべてにおいて肉厚増加効果あり。
(4)DB での軸圧縮応力付加による HF 品背側コーナの減肉抑制は、B-Type PF を採用することによってさらに効果的に現れる。
〔参考文献〕
1)石垣,坂口,金田,小嶋;H21 塑加春講論,(2009),415-416
2)石垣,坂口,金田,小嶋;H20 塑加春講論,(2008),229-230