"応力または背応力の関数として定義される弾塑性構成式を用いると共に、弾塑性材料の応力-歪み関係の実験値を用いて、前記弾塑性構成式に含まれる弾塑性材料の材料定数を算出する材料定数算出ステップと、前記材料定数算出ステップにおいて算出された材料定数を用いて、後記数式1によって表され、応力の関数で定義する降伏曲面の移動硬化の収束速さを規定する係数Cを算出する係数算出ステップと、前記材料定数算出ステップにおいて算出された前記材料定数と前記係数算出ステップにおいて算出された係数Cとを前記弾塑性構成式に代入することによって、前記弾塑性材料の応力-歪み関係を算出する算出ステップと、を含むことを特徴とする応力-歪み関係評価方法。前記数式1中の変数δが後記数式2によって表され、前記数式1中の変数Xが後記数式3によって表されることを特徴とする請求項1に記載の応力-歪み関係評価方法。前記材料定数算出ステップにおいて、引張方向に応力を加えて塑性変形させた後に除荷する試験、引張方向に応力を加えて塑性変形させた後に除荷し、圧縮方向に応力を加えて塑性変形させる試験、および引張方向に応力を加えて塑性変形させた後に除荷し、再び引張方向に応力を加えて塑性変形させる試験のうちのいずれかの試験を行うことによって、前記弾塑性材料の応力-歪み関係の実験値を取得することを特徴とする請求項1又は2に記載の応力-歪み関係評価方法。請求項1~3のうち、いずれか1項に記載の応力-歪み関係評価方法によって算出された応力-歪み関係を用いてプレス成形時の前記弾塑性材料のスプリングバック量を予測することを特徴とするスプリングバック量予測方法。有限要素法を利用して前記弾塑性材料のスプリングバック量を予測することを特徴とする請求項4に記載のスプリングバック量予測方法。ところで、特許文献1記載の方法は、降伏曲面の移動硬化収束速さの係数を相当塑性歪みの関数として定義している。しかしながら、除荷過程で発生する塑性歪み量はごくわずかであり、そのオーダーは極めて小さいために、その歪み量を求めるために同一材料で試験を行ったとしても、除荷時に発生する塑性歪み量はばらつき易い。このため、特許文献1記載の方法によれば、降伏曲面の移動硬化収束速さの係数を精度高く算出することができず、結果として、応力-歪み関係を精度高く算出できなかった。その結果、プレス成形時の弾塑性材料のスプリングバック量を精度高く予測することも困難であった。本発明は、上記課題に鑑みてなされたものであって、その目的は、降伏曲面の移動硬化の収束速さを表す係数Cについて、従来の歪みの関数ではなく、本発明では応力の関数として定義するものであり、弾塑性材料の応力-歪み関係を精度高く算出可能な応力-歪み関係評価方法を提供し、また、プレス成形時の弾塑性材料のスプリングバック量を精度高く予測可能なスプリングバック量予測方法を提供することにある。上記課題を解決し、目的を達成するために、本発明に係る応力-歪み関係評価方法は、応力または背応力の関数として定義される弾塑性構成式を用いると共に、弾塑性材料の応力-歪み関係の実験値を用いて、前記弾塑性構成式に含まれる弾塑性材料の材料定数を算出する材料定数算出ステップと、前記材料定数算出ステップにおいて算出された材料定数を用いて、後記数式1によって表され、応力の関数で定義する降伏曲面の移動硬化の収束速さを規定する係数Cを算出する係数算出ステップと、前記材料定数算出ステップにおいて算出された前記材料定数と前記係数算出ステップにおいて算出された係数Cとを前記弾塑性構成式に代入することによって、前記弾塑性材料の応力-歪み関係を算出する算出ステップと、を含む。本発明に係る応力-歪み関係評価方法は、上記発明において、前記数式1中の変数δが後記数式2によって表され、前記数式1中の変数Xが後記数式3によって表される。本発明の材料定数算出ステップでは、引張方向に応力を加えて塑性変形させた後に除荷する試験、引張方向に応力を加えて塑性変形させた後に除荷し、圧縮方向に応力を加えて塑性変形させる試験、および引張方向に応力を加えて塑性変形させた後に除荷し、再び引張方向に応力を加えて塑性変形させる試験のうちのいずれかの試験を行うことによって、前記弾塑性材料の応力-歪み関係の実験値を取得する。上記課題を解決し、目的を達成するために、本発明では、本発明に係る応力-歪み関係評価方法によって算出された応力-歪み関係を用いてプレス成形時の前記弾塑性材料のスプリングバック量を予測する。本発明では、有限要素法を利用して前記弾塑性材料のスプリングバック量を予測する。本発明に係る応力-歪み関係評価方法によれば、弾塑性材料の応力-歪み関係を精度高く算出することができる。本発明に係るスプリングバック量予測方法によれば、プレス成形時の弾塑性材料のスプリングバック量を精度高く予測することができる。本発明の原理図1a,bはそれぞれ、材料に引張変形を与えて除荷し、再度引張変形を与えた際の応力-歪み関係の一例を示す図、および図1aに示す領域R1の拡大図である。降伏曲面の移動硬化の収束速さを表す係数Cの定義にあたり、従来は歪みの関数を用いたため特許文献1参照、図1aの領域R1の横軸であり、変化の範囲が狭くて、実験で求めるにはばらつきが大きくなっていた。これに対して、本発明では、縦軸の応力の関数を用いるため、変化の範囲が大きく、ばらつきが小さくて、精度良い結果を得られるわけである。図1bに示すように、除荷時点A→点B間および再引張時点B→点C間共に応力-歪み関係は非線形な曲線を描いている。しかしながら、従来の弾塑性構成式では、この領域は弾性変形域として扱われるため、応力-歪み関係は直線として仮定していた。このため、本発明では、接線勾配が一定である弾性変形域、つまり降伏曲面半径を小さくとり、この領域の大半を加工硬化塑性変形域とした。また、本発明では、応力-歪み関係を算出するための弾塑性構成式は吉田-上森モデルを基本とした。図2は、上記の考えに基づいて吉田-上森モデルの降伏曲面半径を小さくした場合の除荷時における応力-歪み関係と実験値との関係を示す図である。図2中、線分L1は応力-歪み関係の計算値を示し、線分L2およびプロットは応力-歪み関係の実験値を示している。図2から明らかなように、降伏曲面半径を小さくすることによって非線形な応力-歪み関係を表現することができるが、計算値と実験値との間にはまだ乖離が見られる。例えば、ある歪み量では応力の計算値は実験値より小さく、この傾向は再引張時においても確認された。そこで、本発明の発明者らは、計算値の誤差を小さくするために降伏曲面の移動に着目した。降伏曲面の移動は、材料の加工硬化に直接起因するために、その移動の程度を変化させることで応力-歪み関係に自由度が生まれる。以下に示す数式4は、吉田-上森モデルの降伏曲面の移動量背応力αijの増分式を示している。ここで、数式4中の係数Cは、降伏曲面の収束速さを規定する材料定数である。降伏曲面の収束速さが大きければ、すなわち、歪みの小さい領域で応力が急激に増加するので、塑性変形域での加工硬化率は大きくなる。従って、図2に示す結果によれば、計算値と実験値との誤差を小さくするためには、除荷して応力反転した直後は降伏曲面の収束速さを大きくする、すなわち加工硬化率を大きくする必要がある。しかしながら、降伏曲面の収束速さを大きくするために単純に係数Cを大きくしても、計算値は実験値とうまく整合しない。そこで、本発明の発明者らは、除荷過程および再負荷過程で応力-歪み関係の計算値が実験値に一致するための係数Cの理想値を算出した。図3は、除荷過程および再負荷過程で応力-歪み関係の計算値が実験値に一致するための係数Cの理想値を示す図である。図3中、曲線L3は再負荷過程における係数Cの理想値を示し、曲線L4は除荷過程における係数Cの理想値を示している。図3に示すように、係数Cは、再負荷過程において高い値を示し、変形が進むにつれて低い値に漸近する挙動を示す。そこで、本発明の発明者らは、係数Cを応力と背応力との関数として前述の数式1のように記述することとした。すなわち、係数Cが応力状態によって変化するようにした。これにより、除荷過程および再負荷過程で応力-歪み関係の計算値を実験値に一致させることができ、結果としてスプリングバック量も精度高く予測することができる。ここで、数式1中、パラメータC0は、係数Cの収束値に係る材料定数であり、吉田-上森モデルで同定された材料定数Cが代入される。また、パラメータCCは、係数Cの増加量に係る材料定数であり、パラメータnは係数Cの収束速さ加工硬化率に係る材料定数である。また、パラメータδは、現在の負荷方向が前の負荷方向に対して正転又は反転かによって変化する変数であり、以下に示す前述の数式2によって記述される。また、パラメータXは、前述の数式3に示すように応力および背応力の変数であり、応力反転後からの硬化量を表している。応力-歪み関係評価方法次に、図4を参照して、上記の本発明の原理に基づいた本発明の一実施形態である応力-歪み関係評価方法について説明する。図4は、本発明の一実施形態である応力-歪み関係評価方法の流れを示すフローチャートである。ステップS1の処理では、オペレータが、弾塑性材料に対して引張方向に応力を加えて塑性変形させた後に除荷し、圧縮方向に応力を加えて塑性変形させる引張→除荷→圧縮試験と、引張方向に応力を加えて塑性変形させた後に除荷し、再び引張方向に応力を加えて塑性変形させる引張→除荷→再引張試験とを行い、弾塑性材料の応力-歪み関係の実験値を取得する。なお、本実施形態では、引張→除荷→圧縮試験と引張→除荷→再引張試験とを行うことによって弾塑性材料の応力-歪み関係の実験値を取得することとしたが、この2つの試験のうちの一方の試験のみを行うこととしてもよい。また、この2つの試験の代わりに、引張方向に応力を加えて塑性変形させた後に除荷する試験引張→除荷試験を行うこととしてもよい。ステップS2の処理では、ステップS1の処理によって得られた応力-歪み関係の実験値を利用して、ステップS1の処理によって取得した弾塑性材料の応力-歪み関係から吉田-上森モデルの弾塑性構成式に含まれる非特許文献1記載の材料定数Y,B,C,b,m,Rsat,hを計算機により同定する。ステップS3の処理では、ステップS1の処理によって得られた応力-歪み関係を利用して、応力と歪みとの接線勾配dσ/dδが低下しはじめる応力を降伏曲面半径として計算機により再同定する。ステップS4の処理では、ステップS2およびステップS3により同定された材料定数を用いた本発明の弾塑性構成式を利用して、応力反転直後の特性を決める材料定数Cc数1,A1数3,A2数3,κ数2を同定する。ステップS5の処理では、計算機を利用してステップS2乃至ステップS4の処理によって同定された変数を弾塑性構成式に代入し、変数が代入された弾塑性構成式を用いて弾塑性材料の応力-歪み関係を算出する。これらステップS1乃至ステップS5により、一連の応力-歪み関係評価処理は終了する。スプリングバック量予測方法次に、図5を参照して、上記の本発明の原理に基づいた本発明の一実施形態であるスプリングバック量予測方法について説明する。図5は、本発明の一実施形態であるスプリングバック量予測方法の流れを示すフローチャートである。ステップS11の処理では、上述のステップS1乃至ステップS5からなる応力-歪み関係評価処理を実行することによって弾塑性構成式に含まれる材料定数を同定する。ステップS12の処理では、ステップS11の処理によって同定された材料定数を用いて有限要素解析用の入力データを作成する。ステップS13の処理では、ステップS12の処理によって作成された入力データを計算機にインストールされている有限要素解析ソフトウェアに入力することによって成形解析を実行する。ステップS14の処理では、ステップS13の成形解析結果に基づいてプレス成形時の弾塑性材料のスプリングバック量を予測する。これらステップS11乃至ステップS14により、一連のスプリングバック量予測処理は終了する。実施例1実施例1では、板厚1.2mmの鋼板JSC980Yに対して1引張→除荷試験、2引張→除荷→圧縮試験、および3引張→除荷→再引張試験の各試験を行い、各試験において鋼板JSC980Yの応力-歪み関係の実験値を取得した。また、各試験において取得した実験値を利用して弾塑性構成式の材料定数を同定し、材料定数が同定された弾塑性構成式を用いて鋼板JSC980Yの応力-歪み関係を算出した。図6は、吉田-上森モデルを用いて算出された応力-歪み関係L5、引張→除荷試験から得られた応力-歪み関係の実験値に基づいて算出された本発明の応力-歪み関係L7、および引張→除荷→圧縮試験から得られた応力-歪み関係の実験値に基づいて算出された本発明の応力-歪み関係L8と、実験値P1との関係を示す図である。図7は、引張→除荷→再引張試験から得られた応力-歪み関係の実験値に基づいて本発明の算出された応力-歪み関係L9と、実験値P2との関係を示す図である。図6から明らかなように、引張→除荷試験および引張→除荷→圧縮試験から得られた応力-歪み関係の実験値に基づいて算出された応力-歪み関係の曲線L7,L8は、吉田-上森モデルを用いて算出された応力-歪み関係を示す曲線L5よりも高い精度で実験値P1と整合している。同様に、図7から明らかなように、引張→除荷→再引張試験から得られた応力-歪み関係の実験値に基づいて算出された応力-歪み関係を示す曲線L9は、実験値P2に精度高く整合している。以上のことから、1引張→除荷試験、2引張→除荷→圧縮試験、および3引張→除荷→再引張試験のうちのいずれかの試験から得られた応力-歪み関係の実験値を利用して弾塑性構成式の材料定数を同定し、同定された材料定数を用いて数式1によって表される降伏曲面の移動硬化の収束速さを規定する係数Cを算出し、算出された材料定数と係数Cとを弾塑性構成式に代入することによって、応力-歪み関係を高精度に算出できることが確認された。実施例2実施例2では、成形解析におけるスプリングバック量予測に対する本発明の有用性を検証するために、板厚1.2mmの鋼板JSC980Yに対して単純曲げ試験を行った。図8は、単純曲げ試験の内容を説明するための模式図である。この単純曲げ試験では、始めに、図8aに示すように、パンチ11とダイ12およびパッド13との間に鋼板10を配置し、ダイ12およびパッド13を矢印D1方向に移動させることによって、曲げ角度θ1=30~75°で鋼板10に対して単純曲げ成形一次曲げを施した。そして、次に、図8bに示すように、曲げ角度θ1より大きな曲げ角度θ2=45~75°で鋼板10に対して再度単純曲げ成形二次曲げを施した。これにより、鋼板10の曲げ部には、負荷→除荷→再負荷→再除荷変形が加えられたことになる。スプリングバック後の角度φを図9に示すように定義し、一次曲げ後と二次曲げ後とのφにおいて、実験結果とスプリングバック予測解析結果との角度差を図10に示す。図10に示すように、一次曲げおよび二次曲げ共に、本発明による角度は、従来の等方効果モデルおよび吉田-上森モデルによって予測された角度よりも、実験値との角度差が小さいことが確認された。以上のことから、本発明によれば、スプリングバック量を精度高く予測できることが確認された。以上の説明から明らかなように、本発明の応力-歪み関係評価方法は、弾塑性材料の応力-歪み関係の実験値を用いて、弾塑性構成式に含まれる弾塑性材料の材料定数を算出し、算出された材料定数を用いて数式1によって表される降伏曲面の移動硬化の収束速さを規定する係数Cを算出し、算出された材料定数と係数Cとを弾塑性構成式に代入することによって、弾塑性材料の応力-歪み関係を算出する。そして、このような応力-歪み関係評価方法によれば、降伏曲面の移動硬化の収束速さを規定する係数Cが応力状態によって変化することになるので、弾塑性材料の応力-歪み関係を精度高く算出することができる。また、本発明に係るスプリングバック量予測方法は、本発明に係る応力-歪み関係評価方法によって算出された応力-歪み関係を用いて予測するので、プレス成形時の弾塑性材料のスプリングバック量を精度高く予測することができる。また、背景技術において述べた特許文献1に記載の方法では、応力-歪み関係の表現性について応力が反転した場合のみしか検討されていない。しかしながら、実際のプレス成形では、図11に示すように、除荷した後に再度同じ方向に負荷を与えるような変形正転変形が必要な場合がある。このため、従来の特許文献1では、正転変形を含むプレス成形における応力-歪み関係およびスプリングバック量の予測精度が低下する可能性がある。これに対して、本発明の応力-歪み関係評価方法は、引張→除荷→再引張試験によって得られた弾塑性材料の応力-歪み関係の実験値も利用して弾塑性構成式の材料定数を決定するので、正転変形を含むプレス成形における応力-歪み関係およびスプリングバック量も精度高く予測することができる。"