JFE 技報 No. 30（2012 年 8 月）p. 25–31

多角形閉断面形状を有する軽量・高性能自動車部品のプレス成形技術の開発
Development of Press Forming Technologies
for Closed Polygonal Cross-section Parts forAutomobiles with Light Weight and High Performance
樋貝和彦

HIGAI Kazuhiko

JFE スチール

スチール研究所

薄板加工技術研究部

主任研究員（課長）

新宮豊久

SHINMIYA Toyohisa

JFE スチール

スチール研究所

薄板加工技術研究部

主任研究員（副課長）

山﨑雄司

YAMASAKI Yuji

JFE スチール

スチール研究所

薄板加工技術研究部

主任研究員（部長）要旨
軽量化と衝突安全性能向上を両立させることを目的に，フランジを最小化した多角形閉断面部品の新しいプレス成形技術を開発した。開発した成形技術は汎用のプレス機を用いて成形が可能である。開発した成形技術を用いてフロントサイドメンバーモデル部品の試作を行い，性能および軽量化効果を評価した。その結果，従来のハット形状部品と比較し高い衝突性能と剛性を示し，断面形状最適化と高強度鋼板の適用により軽量化との両立が可能であることが分かった。

Abstract:
A new press forming technology has been developed for closed polygonal cross-section automotive parts to achieveboth the weight reduction and the crashworthiness improvement. The developed press forming method can beperformed by conventional mechanical press machines. A front side member model of a flange minimizing closed
hexagonal cross-section manufactured by the developed press forming method shows high crashworthiness andstiffness in comparison with conventional hat-shape parts, and weight reduction can be achieved by combination ofoptimizing a cross-section shape and using high strength steel sheet.

1.

適化することによって，衝突性能や剛性といった部品性能はじめにを維持すると同時に軽量化が可能となる多角形閉断面部品
CO2 排出量抑制による地球環境保全の観点から，自動車の新しいプレス成形技術を開発したので報告する。

開発において車体軽量化は重要な課題である。同時に，衝突安全性や車体剛性などの特性向上も重要な課題であり，

2.

これらの特性を両立させることが必須となっている。すで

多角形閉断面化による部品性能向上の検討
2.1に，各種メンバーなどの骨格部品やドア・フードなどに付随シミュレーション条件

する補強部品について，使用鋼板の高強度化により衝突安自動車部品を想定したモデル形状の軸圧壊特性や剛性に全性を満足させつつ鋼板板厚の低減による車体軽量化が進及ぼす断面形状の影響について，シミュレーションによる解んでいる。しかし，さらなる車体軽量化のためには，構造析 を 実 施 し た。 ソ ル バ ー に は LS-DYNA （Livermore

面・材料面からのアプローチが必要である。

Software Technology Corp. 製）を用いた。軸圧壊性能評価®

閉断面構造は衝突性能，剛性を確保する上で有効であり，には，ハット形状，フランジレス 4 角閉断面形状，フランジ現行の自動車部品において多く使用されている。一般的に，レス六角閉断面形状などの閉断面形状を有した，部品長プレス成形された 2 つの部品の上下フランジ部をスポット400 mm，曲げ部 R 5 mm，メッシュサイズ 2.5 mm の形状モ溶接で接合することで，閉断面構造化を行っている。

デルを用いた。材料モデルは，引張強度レベルを 590 MPa

本報告では，自動車部品をスポット溶接で組み立てる際も し く は 980 MPa， ヤ ン グ 率 =210 GPa， 板 厚 1.4 mm 〜に必須であるフランジ部を最小化し，さらに断面形状を最1.6 mm，密度 7.85 × 103 kg/m ，ポアソン比 =0.3 とし，衝3

突速度 10 m/s（36 km/h）など速圧壊における圧壊開始か
2012 年 3 月 20 日受付

ら圧壊距離 100 mm までの吸収エネルギーを評価した。ね− 25 −

多角形閉断面形状を有する軽量・高性能自動車部品のプレス成形技術の開発

じり剛性および 3 点曲げ剛性解析は，部品長を 900 mm と®

般的に図 1(a) に示すハット形状である。ハット形状部品はし，ソルバーに OptiStruct （Altair Engineering, Inc. 製）をインナー部品とアウター部品をスポット溶接で接合して組み用いた。材料モデルは軸圧壊性能評価と同一条件とした。3立てるため，フランジが必要である。フランジ幅は 20 〜

点曲げ剛性は，部品長軸方向中央部に 2 kN の荷重を負荷し30 mm である場合が多く，フロントサイドメンバーの場合，た場合の部品上面の最大変位量と下面の最大変位量の平均部品全重量に対するフランジ部の重量は約 20％を占める。

値により評価した。ねじり剛性は部品中心軸に 1 kN·m のしたがって，部品の軽量化にフランジを省略した構造も一モーメントを負荷した場合のねじり角度で評価した。

2.2

つの方策案として考えられる。しかし，単にハット形状のフランジ部分を省略した場合，図 1(b) に示すように，軽量化高速圧壊試験条件が可能である一方，フロントサイドメンバーに必要な軸圧壊シミュレーションで性能評価と断面形状を最適化したモ特性および剛性が著しく低下する。また図 1(c) のように，デル形状部品について，軸圧壊での性能を評価した。高速(a) と同一のハット形状を単純にハイテン化して薄肉化した

1)の条件はシミュレーション条件と同等とした。

場合，衝突特性は改善するが，剛性の低下が大きい。これ

すなわち，衝突速度 10 m/s（36 km/h）で等速圧壊し，圧までに，断面形状を六角形や八角形など多角形化すること壊開始から 100 mm までの吸収エネルギーを評価した。テで，衝突特性が向上することが報告されている 。図 1(d)，ストピ ー ス は 590 MPa もしくは 980 MPa 材， 板 厚 1.4 〜(e) に六角閉断面化した場合の形状例と特性変化を示した。

1.6 mm のハイテン材を用い，曲げ成形により作製後，レー

この場合，従来のハット断面に対して，最大 12％の軽量化

圧壊試験

2)

ザ溶接による突合せ接合もしくはフランジ部のスポット溶接ができるだけでなく，同時に剛性および衝突特性もハット形により閉断面化した。スポットピッチは 35 mm とした。部状よりも向上した。以上の結果から，このように，多角形閉品長は 400 mm，曲げ部 R 5 mm とした。

断面形状によるフランジ省略は，部品の軽量化と性能向上

2.3に有効な方法である。

部品性能に及ぼす断面形状の影響

図 2 に圧壊試験結果から算出される吸収エネルギーがフロントサイドメンバーなどの構造部品の断面形状は一unit: mm

590 MPa-1.6 mmt
12080

Spot weld

Spot weldが可能であることが確認できた。

(a) Hat shape (Standard)590 MPa-1.6 mmt
8025504050403020100−103020100−10−20−30

Weight 3-Point Torsion Absorbed
reduction bending stiffness
energyratio
stiffness(b) Flangeless rectangle shape−20−30

Spot weld

590 MPa-1.6 mmt

Spot weld

Weight 3-Point Torsion Absorbed
reduction bending stiffness
energyratio
stiffness

980 MPa-1.4 mmt 45°

30100Continuous
weld

30
20100−10

Change rate (%)

Change rate (%)

170て，軸圧壊時の吸収エネルギーに及ぼす断面角 θ1 の影響を

(c) Hat shape (Change to 980 MPa)

5040−20−30比の影響が大きい。図 3 に図 1(d) の六角閉断面形状につい25示す。断面角 θ1 が 130°から 140°にかけて，吸収エネル

150130°Continuous weld

また，多角形化による性能向上は，断面角や各辺の辺長980 MPa-1.4 mmt
12080120

Change rate (%)

Change rate (%)

Continuousweld

ンプルの軽量化率を示す。今回評価したフランジレス六角
閉断面形状の場合，片ハット形状に対して約 40％の軽量化

25170

ハット形状サンプルに対する各フランジレス閉断面形状サ

Weight reduction (%)((Standard of comparison)=(Hat shape))

25

10.4 kN·m となるように断面形状を種々変化させた場合のWeight 3-Point Torsion Absorbed
reduction bending stiffness
energyratiostiffness(d) Flangeless hexagonal shape658650403020100− 10− 20− 30

Weight 3-Point Torsion Absorbed
reduction bending stiffness
energyratiostiffness30590 MPa-1.6 mmt
Absorbed energy: 10.4 kN·m

20100(a)
Hat channel(Standard)(b)
Hexagonal

Shape(c)Weight:1 643 g

1 319 g

960 g(e) Flangeless hexagonal shape

図 1 各種特性に及ぼす断面形状の影響
Fig. 1 E ffect of cross-sectional shape on various properties ofclosed section shape
JFE 技報 No. 30（2012 年 8 月）40

図 2 軽量化率に及ぼす断面形状の影響
Fig. 2 Effect of cross-sectional shape on weight reduction ratio− 26 −

多角形閉断面形状を有する軽量・高性能自動車部品のプレス成形技術の開発

長が減少するため低下した。さらに削ぎ取り量を拡大してCross-section

いくと，軽量化効果が拡大し，かつ断面の軸圧縮方向の変形抵抗が高まるため，吸収エネルギーが上昇した。なお，Absorbed energy (kN·m)

12

削ぎ取り量の拡大に対して，ねじり剛性はほとんど変化がな
く，3 点曲げ剛性は削ぎ取り幅 40 mm の場合，減少傾向と11なった。以上の結果から，軽量化効果が大きく，性能向上

10デル部品の断面形状とした。

が最も高い，削り取り幅 30 mm の 6 角断面形状を試作用モ983.

θ190120150
Cross-section, θ1(°)

180

プレス成形によるフランジレス閉断面部品の成形技術開発
3.1

カム曲げ工法および型内仮止め技術

3.1.1

Cross-section

試作部品形状図 5 に，試作対象としたフロントサイドメンバーモデルの外観形状をそれぞれ示す。図 5 の先端部の断面形状は図1(d) で示した六角断面の相似形とした。試作部品は部品先

図 3 六角閉断面の断面角（θ１）と吸収エネルギーの関係
Fig. 3 R elationship between cross-section angle (θ1) andabsorbed energy

端から後端へ向かって部品高さが 80 mm から 150 mm に拡大する形状であり，全長は 450 mm とした。また，部品先端には衝突時の軸圧壊開始点となるクラッシュビードを設けギーが最大を示した。図 3 中に示すとおり，断面角が上記た。

範囲の場合，圧壊部品の折畳み密度の増加する。このため

3.1.2

プレス成形工程

変形抵抗が増加し，吸収エネルギーが最大を示したと考え

図 6 に開発した汎用メカニカルプレス機による閉断面部られる。図 1(d) は，断面角 θ1 が 130°であり，上記の結果品の成形工程を示す。まず，第 1 工程として予成形を行う。

から，性能向上が顕著で軽量化効果も大きかったと考えら

本工程では部品各部が最終形状と同じ断面周長となるようれる。に成形を行い，同時にクラッシュビード成形も行う。第 2 工

図 4 に図 1(e) の六角断面形状について，各種性能に及ぼ程で部品底部を予曲げ成形する。第 3 工程では部品底面をす上面の左右コーナー部削ぎ取り量の影響を示す。ベース

パッドで固定しつつ，プレス金型のカム機構によりカムを部モデル（ハット断面）に対し，六角閉断面形状化により，ね品中心軸方向へ移動させて縦壁部を起き上がらせた後に，じり剛性，3 点曲げ剛性は上昇するが，吸収エネルギーは周上方からパンチを下降させ，部品上部で仮止めを行う。こChange rate (Standard=(base model) ) (%)

こで，部品上部の閉じ部を完全突合せ構造とし，次工程で溶接工程にて突合せ溶接を実施してもよいが，溶接精度を5040確保することが非常に困難であると推定されることから，プTorsion stiffness

レス金型内で仮止めを行う工法を用いた。

30450

3-Point bending stiffness

205010

Crush bead0−10Absorbed energy

Weight reduction ratio

80100−20−30 12025 80170Basemodel

1020170

Closedmodel30
1704017050170

図 4 六角閉断面のコーナー部削ぎ取り量と各種特性の関係
Fig. 4 Relationship between cross-section shape and various
properties on flangeless hexagonal shape10025350unit: mm

150100unit: mm

図 5 試作フロントサイドメンバーモデルの形状
Fig. 5− 27 −

Schematic diagram of the front side member model
JFE 技報 No. 30（2012 年 8 月）

多角形閉断面形状を有する軽量・高性能自動車部品のプレス成形技術の開発

表 1 各種仮止め方法の特徴

1st Step� Adjustment of each cross-section length� Bead forming

Table 1 Characteristics of various temporary fix methods

Cross-section
shape

Hat shape(standard)One-sideflange

Overlap

Flange lessSpot weld

Spot weld orcontinuous weld

Spot weld orcontinuous weld

Continuousweld

2nd Step� Pre-forming by bending

×3rd Step� Final step for closed hexagonal section
by bend forming
Punch

ⅡⅠ
CamPadWeightreduction
ratio (%)

0(Standard)

10

1416

Increasingrate ofabsorbed
energy (%)

0(Standard)

27

24

22

Difficultylevel offorming○○○△

Difficultylevel ofwelding○○○△○ : Easy△ : Difficult

ⅢCam

けたパンチによる圧下荷重でヘミング曲げを行い，仮固定

図 6 開発閉断面成形工法の工程図
Fig. 6 Schematic diagram of the developed press formingmethodを行う工法である。表 1 に今回検討した仮止め法について特徴を示す。完全突合せ法は軽量化効果が最も高い反面，高度な溶接精度が要求される。一方，オーバーラップ法，片側部分ヘミング法は，片ハット形状と比較して軽量化効Punch

果を保ちつつ衝突特性は同等以上かつ溶接時の精度確保も有利である特徴を有している。
3.1.3

CoreCam

Cam
Pad

金型構造と試作結果

写真 1 に今回試作に使用した試作用下金型の全景写真を示す。本金型は，カム機構を有するプレス成形金型である。

(a) Overlap method

パンチに対向して部品底面側にパッド，縦壁を曲げ成形にPunchて起立させるためのカムを金型左右に配置している。パッド
およびカムは上型に配置したカムドライブによって，スライCamCorePad

ドが下降した際に駆動する構造となっている。金型材質は
FC350（JIS G 5501）とし，表面処理などは実施していない。

Cam(b) Hemming method

3rd Step -ІPunch

図 7 仮止め方法の模式図

Camdrive

Camdrive

Fig. 7 Schematic diagram of temporary fix methodsCam

図 7 に示すように，仮止め方法として (a) オーバーラップ法，(b) 片側部分ヘミング法を検討した。(a) オーバーラッ

Test piece

CamPadプ法はブランクの部品合わせ部の片側端面に 5 mm 程度のラップ代を設けておき，パンチ圧下荷重により折り曲げることで隣接面に対してラップさせ，仮止めする工法である。一方，(b) 片側部分ヘミング法は，ブランクの突合せ部の一部

写真 1 試作金型（第 3 工程）の外観写真にヘミング用の突起を設けておき，ヘミング曲げ機構を設

Photo 1 Photo of trial die assembly (Third step-I)

JFE 技報 No. 30（2012 年 8 月）

− 28 −

多角形閉断面形状を有する軽量・高性能自動車部品のプレス成形技術の開発

45065350

100

15Crush bead
15080
100 50 50

unit: mm(b) One-side flange(a) Overlap

図 9 試作フロントサイドメンバーモデルの形状
写真 2 試作部品の外観写真
Photo 2 A
 ppearance of front side member models after press
trialFig. 9 Schematic diagram of the front side member model

3.2

試 作には，590 MPa 級 材（ 板 厚 1.6 mm）と 980 MPa 級 材

ダイ押込み工法および突合せ溶接技術

3.2.1（板厚 1.2 mm）を用いたが，曲げを主体とする工法である

試作部品形状ため，金型損傷は認められなかった。写真 2 に（a）オー

図 9 に試作部品形状を示す。対象はフロントサイドメンバーラップ法および（b）片側部分ヘミング法で成形した試バーモデルである。先端部の断面形状は図 1(e) で示した六作部品を示す。いずれの仮止め部分も割れ，しわなどの問角断面（削ぎ取り量 30 mm）の相似形とした。試作部品の題は発生しなかった。

高さ，全長，クラッシュビードは前項の試作部品と同様であ3.1.4る。部品縦壁は，長手方向に曲面を有した形状であり，閉試作部品の高速軸圧壊性能評価

図 8 にオーバーラップ法で試作した試作部品について，断面化部はフランジが存在しない端面突合せ形状とした。
3.2.2

高速軸圧壊試験時の吸収エネルギーおよびハット形状部品プレス成形工程を基準とした場合の軽量化率を示す。試作部品のオーバー

図 10 に汎用メカニカルプレス機を用いた成形工程を示

ラップ部はレーザ溶接による連続溶接を実施し，軸圧壊試す。第 1 工程で予成形を行う。本工程では部品各断面が最験条件は前項と同様とした。比較のハット形状部品は断面終形状と同じ断面周長となるように成形を行い，同時にク形状を図 1(a) と同等とし，590 MPa（板厚 1.6 mm）材を用ラッシュビード成形も行う。この際，第 2 工程でパンチといた。部品全長は 450 mm であり，スポット溶接でハット形パッドで挟みこまれる部分は，R 24 mm の曲率を有した形状部品と底板を溶接した。980 MPa，板厚 1.2 mm 材を用いた試作部品は，ハット形状部品に対して 57％の軽量化率で1st process· Adjustment of each cross· Bead forming

あ っ た。 一 方， 全 部 品 とも 圧 壊 時 の 吸 収 エ ネ ル ギ ー は10.4 kN・m であり，ハット形状部品と同等のエネルギー吸収能を有していた。

R24 mmGood8098Experiment10590 MPa1.6 mmt

39%590 MPa1.6 mmt

40980 MPa1.2 mmt

0%
Hat shape

60

Hexagonal closed
cross-sectional shape(Overlap)

20

2nd process· Forming by bending

Weight reduction ratio (%)

57%

11Simulation

Absorbed energy (kN·m)

Good12Punch

Pad
Clearance: 0 mm–20 mm0

図 8 試作部品の吸収エネルギーと軽量化率
Fig. 8 Absorption energy and weight reduction ratio of front
side member model

図 10 開発閉断面成形工法の工程図
Fig. 10 Schematic diagrams of a developed press forming
process (Die extrusion method)− 29 −

JFE 技報 No. 30（2012 年 8 月）

多角形閉断面形状を有する軽量・高性能自動車部品のプレス成形技術の開発状とした。この曲率部分は最終形状では平面となる部分で(b) 1 180 MPa(Thickness=1.4 mm)(a) 270 MPa(Thickness=1.4 mm)あるが，最初からの平面形状とした場合，曲げ・曲げ戻しモードで成形される部位である。つまり，980 MPa 級ハイ25 mm

テンなどの超ハイテン材では，曲げ割れが発生しやすくなる部位である。曲率を有した形状とすれば，曲げ・曲げ戻しモードを極力発生させずに成形することが可能となる。
第 2 工程は，底面と縦壁の曲げ線を曲げる工程である。
まず，前工程で成形した R 24 mm の曲率を有した部位をパンチとパッドで狭圧する。R 部分を平坦化させた後，パンチとパッドで狭圧したまま，パンチをダイ下方に向かって移動

Photo 4させ，部品縦壁部をダイフェース面で押上げるように成形

写真 4 試作部品の外観写真
Appearance of front side member models after press
trial

する。パンチを下死点まで降下させた後，パッド圧を上昇させて部品下面を最終形状まで平坦化させながら，部品底面25 mm の開口部幅があった。これは，1 180 MPa 材はスプにつながる斜面をダイセット下部とパンチ突起部で狭圧しリ ン グ バ ッ ク 量 が 大 き い こ と， 部 品 底 面 に 設 置 し たて目的の形状に成形する。成形完了後，ブランク材の両端R 24 mm の曲率を有した形状の平坦化が完全でないことが面であった部分は部品開口部となる。この部位は次工程に原 因 と 考 え ら れ る。1 180 MPa 材 の 場 合， パ ッ ド 圧 がて技術的に高いレベルが必要な突合せ溶接部位となるが，588 kN では，後述する専用溶接治具への設置可能な量であ

次項で示す新開発の溶接装置により精度良い突合せ溶接がる 20 mm を 超 過 し て い る が， パ ッ ド 圧 を 588 kN か ら可能となる。その際，溶接装置へのセットのため，成形後980 kN へ増加することにより目標値範囲内の 20 mm 以下にの開口部は 0 〜 20 mm 程度の開口量を確保しておく必要がすることが可能である。
3.2.4ある。
3.2.3

閉断面化溶接装置の開発

図 11 に閉断面化溶接装置の全体図を示す。中子，溶接面金型構造と試作結果

写真 3 に試作用金型の全景写真を示す。
（a）は 1 工程目

固定治具，縦壁固定治具，位置決め治具で構成されている。のパンチ，（b）は 1 工程目のダイであり，（c）は第 2 工程

この溶接装置を使用することで，一方の開口部端面を位置の下金型セットである。開発成形工程は曲げ主体成形であ決めした後，もう一方の端面を位置決めした開口部端面へり， 金 型 の 磨 耗・ 損 傷 が 少 な く， い ず れ も 金 型 材 質 はFC350 とした。また，同じ理由から金型の表面処理も不必要であると考えられ，金型コストダウンに寄与できると考えLocating plateられる。

Fixture of
welding plane

写真 4 に，270 MPa 材および 1 180 MPa 材（板厚 1.4 mm）を用いて成形した試作部品を示す。同じパッド圧（588 kN）

Fixture oflongitudinalplane

で成形しているため，材料により部品上面の開口部の幅に差が見られた。270 MPa 材の試作品は，離型後も完全閉断
Core rock

面化したままであった。一方，1 180 MPa 材の試作品は，約(a)(c)

200 mmCore

Temporary fixture oflongitudinal plane

Cross-sectional structure
Locating plate

Fixture oflongitudinalplane(b)Fixture of welding planeCore

Temporary fixture oflongitudinal plane

写真 3 試 作用金型の全景写真（(a) 第 1 工程の上型，(b) 第 1工程の下型，(c) 第 2 工程の下型）
Photo 3 P hotos of the die assembly ((a) Upper die for firstprocess, (b) Lower die for first process, (c) Lower diefor second process)
JFE 技報 No. 30（2012 年 8 月）

図 11 閉断面化溶接装置の全体図
Fig. 11 Schematic diagrams of developed welding equipment− 30 −

多角形閉断面形状を有する軽量・高性能自動車部品のプレス成形技術の開発

980 MPa
1.2 mmt

1st process· Pre-forming

980 MPa (Thickness=1.4 mm)

2nd process· Trimming· Continuous welding of flanges

Laser welding
1 000 R

写真 5 溶接後の試作部品の外観写真
Photo 5 Appearance of the front side member modelContinuous welding

押し当てる方法で溶接位置を精度良く決定することができ

Holding die

Flange width: 5 mm

3rd process· Compression and bending

る。溶接はアーク，レーザなどの一般的な連続溶接を用いることが可能である。また，成形後の部品を装置治具に挿compression

入する際，完全に閉断面化した部品よりも一定幅（20 mm以下），開口していた方が作業性良好となる特徴を有する。
写真 5 に上記溶接治具を用いてアーク溶接した試作部品を示す。素材は 980 MPa 材，板厚 1.4 mm である。プレス
成形後は口開き量が 20 mm の部品であったが，開発治具により精度良く突合せることが可能であり，連続溶接可能であることが確認できた。

4.

図 12 曲がり形状閉断面部品の開発成形工法
Fig. 12 S chematic diagram and photos of the developed
forming process for the part with bending portion

曲がり形状部品への閉断面化技術の適用
これまで長手方向に曲がり形状がない部品の閉断面成形

超ハイテン材を適用しやすく，軽量化と車体性能向上の両工法について述べてきたが，自動車部品には曲がり形状を立が可能であることが特徴である。今後，さらに技術を改有するものも多い。そこで曲がり形状部品の閉断面成形技善することで新たな自動車造りに貢献していきたい。

術の一例を以下に紹介する。
図 12 に成形工法の模式図とそれぞれの工程における試作品外観を示す。1 工程目で最終形状に応じた折目を付与する。2 工程目では，1 工程目のパネルを 2 枚重ね合わせ，フ

参考文献
1) Yoshitake, A.; Sato, K.; Hosoya, Y. A Study of Improving Crashworthiness
Automotive Parts by Using High Strength Steel Sheets. SAE Technicalランジ部を連続溶接し，フランジ部をトリミングする。3 工Papers. paper no. 980382．
2) 青木義男，邊呉一．車体形状と安全̶車両フレームの形状と安全性に程目では，両側フランジ部を掴み，フランジが近づく方向についての考察̶．IATSS Review．2005，vol. 29，no. 4，p. 21–28.

圧縮する。本工法の特長は以下のとおりである。
(1) 曲げ加工主体の成形のため，超ハイテン材を使用しても成形荷重が低い。
(2) 1 工程目で付与する折り線形状を変化させることで 2 軸曲げも可能である。

5.

おわりに閉断面部品について，JFE スチールが独自に開発した成形技術を紹介した。いずれも曲げ主体の成形工法であり，− 31 −

樋貝和彦

新宮豊久

山﨑雄司

JFE 技報 No. 30（2012 年 8 月）