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
cylin＆「
Fixed
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0「
Disp叫e“lerll
Disp¥ement
！Sensor
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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
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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，断面の真円度は低ﾄﾞする.
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
o!111np@lj
％/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ｿﾞしyﾄﾞ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
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1
J
9‘QS
0
-
ａ
1︲8
oS/lj
o!ll
uj
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
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・
-
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１
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一
｜
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｜
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｜
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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
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