JP2008298429A - Material status estimating method - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、自動車等の鉄鋼材料や金属材料の解析に好適な材料状態推定方法に関する。 The present invention relates to a material state estimation method suitable for analysis of steel materials and metal materials such as automobiles.
従来、自動車の衝突解析分野において、応力ひずみ関係にひずみ速度依存性を考慮した方法が各種提案され、そのような方法がCAE解析に取り込まれている。しかし、そのようなCAE解析の解析結果の精度は十分ではなかった。
例えば、応力ひずみ関係にひずみ速度依存性を考慮するものとして、下記式に示されるCowper−Symondsの式が知られている。
σy=σy(ε)(1+(ε´/C))1/p
ここで、C,pは定数であり、εはひずみ(相当ひずみ又は相当塑性ひずみ)であり、ε´はひずみ速度(相当ひずみ速度又は相当塑性ひずみ速度)であり、σyは降伏応力である。
さらに、応力ひずみ関係についてひずみ速度毎にテーブルを持ち、データのない部分(定義されていない領域)については、そのテーブルデータを線形補完して得る方法もある。
2. Description of the Related Art Conventionally, in the field of automobile crash analysis, various methods have been proposed that take strain rate dependence into consideration for stress-strain relationships, and such methods have been incorporated into CAE analysis. However, the accuracy of the analysis result of such CAE analysis is not sufficient.
For example, the Cooper-Symmonds equation shown below is known as a stress-strain relationship in consideration of strain rate dependency.
σ y = σ y (ε) (1+ (ε ′ / C)) 1 / p
Here, C and p are constants, ε is strain (equivalent strain or equivalent plastic strain), ε ′ is strain rate (equivalent strain rate or equivalent plastic strain rate), and σ y is yield stress. .
Further, there is a method in which a table is provided for each strain rate with respect to the stress-strain relationship, and the table data is obtained by linearly complementing the table with no data (undefined region).
しかし、Cowper−Symondsの式では、表記した式からもわかるように、ひずみ速度を変化させた場合、ひずみに対して応力は変化するが、異なるひずみ速度で得られる応力について、その比をとった場合、その比がひずみに対して一定値となる。
ここで、図12は、JSC270D((社)日本鉄鋼連盟規格による表示)を用いて試験をして得た相当塑性ひずみε(εa p)と応力比σ0.002/σ20との関係を示す。ここで、σ0.002は、ひずみ速度ε´(相当塑性ひずみ速度εa p´)が0.002(1/sec)のときの応力であり、σ20は、ひずみ速度ε´(相当塑性ひずみ速度εa p´)が20(1/sec)のときの応力である。
However, in the Cooper-Symmonds formula, as can be seen from the written formula, when the strain rate is changed, the stress changes with respect to the strain, but the ratio of the stresses obtained at different strain rates was taken. In this case, the ratio becomes a constant value with respect to the strain.
Here, FIG. 12 shows the relationship between the equivalent plastic strain ε (ε a p ) and the stress ratio σ 0.002 / σ 20 obtained by testing using JSC270D (indicated by the Japan Iron and Steel Federation standard). Indicates. Here, sigma 0.002 is strain rate Ipushiron' (equivalent plastic strain rate ε a p ') is a stress at the 0.002 (1 / sec), σ 20 is strain rate Ipushiron' (equivalent plastic This is the stress when the strain rate ε a p ') is 20 (1 / sec).
図12に示すように、応力比が相当塑性ひずみεに応じて変化する。すなわち、この結果は、実際の材料を用いた場合、相当塑性ひずみ速度ε´毎に、相当塑性ひずみεと応力σとの間の関係が格別な関係にあることを言っている。しかし、図12にも示すように、Cowper−Symondsの式では、応力比が相当塑性ひずみに関係なく一定値となる。すなわち、相当塑性ひずみ速度ε´毎に、相当塑性ひずみεと応力σとの間の関係が格別の関係にはなっていない。このようなことから、Cowper−Symondsの式が応力ひずみ関係にひずみ速度依存性を考慮しているとは言っても、実際には、実際の材料が示す特性を表現できていない。よって、このようなCowper−Symondsの式をCAE解析等の数値演算に用いた場合、その演算結果が誤差を含むという課題が発生する。 As shown in FIG. 12, the stress ratio changes according to the equivalent plastic strain ε. That is, this result says that when an actual material is used, the relationship between the equivalent plastic strain ε and the stress σ is exceptional for each equivalent plastic strain rate ε ′. However, as shown in FIG. 12, in the Cowper-Symmonds equation, the stress ratio is a constant value regardless of the equivalent plastic strain. That is, for each equivalent plastic strain rate ε ′, the relationship between the equivalent plastic strain ε and the stress σ is not an exceptional relationship. For this reason, even though the Cowper-Symmonds formula takes into account the strain rate dependence of the stress-strain relationship, in reality, the characteristics exhibited by the actual material cannot be expressed. Therefore, when such a Cowper-Symmonds formula is used for numerical calculations such as CAE analysis, there arises a problem that the calculation result includes an error.
一方、このような課題を解決するものとして、前述のような、応力ひずみ関係をひずみ速度毎にテーブルを持つ方法が挙げられる。例えば、図13は、各ひずみ速度A,B,・・・,Y,Z毎の応力ひずみ関係を示しており、このようなひずみ速度A,B,・・・,Y,Z毎の、応力ひずみ関係をテーブルとするものである。ここで、このように応力ひずみ関係をひずみ速度毎のテーブルとする場合には、そのテーブルデータを試験により得ることになる。しかし、試験を行った場合、ひずみ速度を一定に維持して応力ひずみ関係を得ることは事実上困難であり、試験中、ひずみ速度が大きく変動する場合が多い。 On the other hand, as a method for solving such a problem, there is a method of having a table with a stress-strain relationship for each strain rate as described above. For example, FIG. 13 shows the stress-strain relationship for each strain rate A, B,..., Y, Z, and the stress for each strain rate A, B,. A strain relationship is used as a table. Here, when the stress-strain relationship is used as a table for each strain rate, the table data is obtained by a test. However, when a test is performed, it is practically difficult to obtain a stress-strain relationship by keeping the strain rate constant, and the strain rate often varies greatly during the test.
図14は、応力ひずみ関係を得る試験中の相当塑性ひずみとひずみ速度との関係を示す。図14には、JIS5号引張試験における真ひずみ速度と、比較的小さいひずみ速度(例えば0.002(1/sec))で得た公称ひずみ速度とを示す。
図14に示すように、公称ひずみ速度でも、相当塑性ひずみの変化に対して振れており、JIS5号引張試験における真ひずみ速度については、相当塑性ひずみの変化に対して大きく変化するようになる。
FIG. 14 shows the relationship between the equivalent plastic strain and strain rate during the test to obtain the stress strain relationship. FIG. 14 shows a true strain rate in a JIS No. 5 tensile test and a nominal strain rate obtained at a relatively small strain rate (for example, 0.002 (1 / sec)).
As shown in FIG. 14, even at the nominal strain rate, there is a swing with respect to the change in the equivalent plastic strain, and the true strain rate in the JIS No. 5 tensile test changes greatly with respect to the change in the equivalent plastic strain.
このように、ひずみ速度を一定にして応力ひずみ関係を試験で得ることは困難である。このようなことから、試験により得たデータからなるテーブルデータで補完したとしても、その補完により得た応力ひずみ関係が適切な関係を示しているとは言い難い。
本発明の課題は、応力ひずみ関係に実際に発生しているひずみ速度依存性を反映させることである。
Thus, it is difficult to obtain a stress-strain relationship by a test with a constant strain rate. For this reason, even if supplemented with table data composed of data obtained by testing, it is difficult to say that the stress-strain relationship obtained by the complementation shows an appropriate relationship.
An object of the present invention is to reflect the strain rate dependency actually generated in the stress-strain relationship.
前記課題を解決するために、本発明に係る請求項1に記載の材料状態推定方法は、応力σとひずみεとの関係を基に、有限要素法を用いた数値解析により材料の状態を推定する材料状態推定方法において、ε´をひずみ速度とし、σ0をひずみεを変数とする値とし、b,c,dを材料に応じて設定される定数とした場合に、下記式
(σ−σ0)(σ−(b・log(ε´)+c))=d
で示される応力σ、ひずみε及びひずみ速度ε´の関係を基に、前記材料の状態を推定することを特徴とする。
また、本発明に係る請求項2に記載の材料状態推定方法は、請求項1に記載の材料状態推定方法において、k,ε0,nをそれぞれ定数として得られる下記Swiftの式
σ0=k(ε0+ε)n
により前記値σ0を決定することを特徴とする。
In order to solve the above-mentioned problem, the material state estimation method according to
The state of the material is estimated based on the relationship between the stress σ, the strain ε, and the strain rate ε ′ shown in FIG.
The material state estimation method according to
The value σ 0 is determined by the following.
本発明によれば、前記式が、応力ひずみ関係に実際に発生しているひずみ速度依存性を反映させたものになっているので、この式を適用した有限要素法を用いた数値解析により、材料の状態を高い精度で推定できるようになる。 According to the present invention, since the equation reflects the strain rate dependence actually generated in the stress-strain relationship, numerical analysis using a finite element method to which this equation is applied, The state of the material can be estimated with high accuracy.
本発明を実施するための最良の形態(以下、実施形態という。)を図面を参照しながら詳細に説明する。
(本発明の原理)
本発明の原理を説明する。
先ず、実際の材料を用いて試験を行い、ひずみ速度ε´と応力σとの関係を得た。図1は、その試験で得たひずみ速度ε´と応力σとの関係を示す。また、図1に示すように、ひずみ速度ε´と応力σとの関係を、ひずみεをパラメータとして得ている。
図1に示すように、ひずみ速度ε´が小さくなると、すなわちlog(ε´)=−∞になると、各ひずみεに対応する応力σがそれぞれ、ある一定の値に漸近する結果を得ることができた。一方、ひずみ速度ε´が大きくなると、すなわちlog(ε´)=∞になると、各ひずみεに対応する応力σが、増加しつつもある値に収束する結果を得ることができた。
The best mode for carrying out the present invention (hereinafter referred to as an embodiment) will be described in detail with reference to the drawings.
(Principle of the present invention)
The principle of the present invention will be described.
First, an actual material was tested to obtain a relationship between strain rate ε ′ and stress σ. FIG. 1 shows the relationship between strain rate ε ′ and stress σ obtained in the test. Further, as shown in FIG. 1, the relationship between the strain rate ε ′ and the stress σ is obtained using the strain ε as a parameter.
As shown in FIG. 1, when the strain rate ε ′ decreases, that is, when log (ε ′) = − ∞, the stress σ corresponding to each strain ε can be obtained asymptotically to a certain value. did it. On the other hand, when the strain rate ε ′ increases, that is, when log (ε ′) = ∞, the stress σ corresponding to each strain ε converges to a certain value while increasing.
さらに、同様な試験を種々の材料を用いて行った。その結果、材料毎に定量的には異なるが、定性的には、同様な結果を得た。すなわち、どの材料でも、ひずみ速度ε´が小さくなると、すなわちlog(ε´)=−∞になると、各ひずみεに対応する応力σがそれぞれ、ある一定の値(この値自体は異なるが)に漸近する特性をとなった。一方、どの材料でも、ひずみ速度ε´が大きくなると、すなわちlog(ε´)=∞になると、各ひずみεに対応する応力σが、増加しつつもある値(この値自体は異なるが)に収束する特性となった。 In addition, similar tests were performed using various materials. As a result, the same results were obtained qualitatively, although each material was quantitatively different. That is, for any material, when the strain rate ε ′ decreases, that is, when log (ε ′) = − ∞, the stress σ corresponding to each strain ε is set to a certain value (although this value itself is different). Asymptotic characteristics became. On the other hand, in any material, when the strain rate ε ′ increases, that is, when log (ε ′) = ∞, the stress σ corresponding to each strain ε increases to a value that is increasing (although this value is different). It became the characteristic to converge.
そして、このような応力σ、ひずみε及びひずみ速度ε´の間の関係を数式表現として下記(1)式を得ることができる。
(σ−σ0)(σ−(b・log(ε´)+c))=d ・・・(1)
ここで、σ0は、ひずみεを変数とする値であり、具体的には、ひずみ速度ε´が無限小のときの静的な応力になる。また、b,c,dは材料によって決まる定数である。すなわち、b,c,dは材料固有のパラメータであり、材料毎のひずみ速度依存性を適切に示すパラメータとなる。
また、σ0を例えば下記(2)式として示すことができる。
σ0=σ(ε) ・・・(2)
例えば、下記(3)式として示すSwiftの式で前記(2)式を与えることができる。
σ0=k(ε0+ε)n ・・・(3)
ここで、k,ε0,nは、ひずみ依存性を表現する定数(材料パラメータ)である。
And the following (1) Formula can be obtained by making into a numerical expression the relationship between such stress (sigma), distortion (epsilon), and strain rate (epsilon) '.
(Σ−σ 0 ) (σ− (b · log (ε ′) + c)) = d (1)
Here, σ 0 is a value having the strain ε as a variable, and specifically, is a static stress when the strain rate ε ′ is infinitely small. Further, b, c, and d are constants determined by the material. That is, b, c, and d are parameters specific to the material, and are parameters that appropriately indicate the strain rate dependency for each material.
Also, σ 0 can be expressed as, for example, the following formula (2).
σ 0 = σ (ε) (2)
For example, the equation (2) can be given by the Swift equation shown as the following equation (3).
σ 0 = k (ε 0 + ε) n (3)
Here, k, ε 0 , n are constants (material parameters) expressing strain dependence.
ここで、図2は、ある材料について、前記(1)式により得られる特性図を示す。
図2に示すように、ひずみ速度ε´が小さくなると、すなわちlog(ε´)=−∞になると、各ひずみε(=ε0,ε1,・・・,εn)に対応する応力σがそれぞれ、ある一定の値に漸近する特性を示す。また、ひずみ速度ε´が大きくなると、すなわちlog(ε´)=∞になると、各ひずみε(=ε0,ε1,・・・,εn)に対応する応力σが、増加しつつもある値に収束する特性を示す。
Here, FIG. 2 shows a characteristic diagram obtained by the equation (1) for a certain material.
As shown in FIG. 2, when the strain rate ε ′ decreases, that is, when log (ε ′) = − ∞, the stress σ corresponding to each strain ε (= ε 0 , ε 1 ,..., Ε n ). Each show a characteristic that asymptotically approaches a certain value. Further, when the strain rate ε ′ increases, that is, when log (ε ′) = ∞, the stress σ corresponding to each strain ε (= ε 0 , ε 1 ,..., Ε n ) increases. Shows a characteristic that converges to a certain value.
このように前記(1)式により得られる図2の特性図と前記図1の試験結果とを比較してもわかるように、前記(1)式は、試験結果を適切に示しており、前記(1)式が、応力σ、ひずみε及びひずみ速度ε´の間の関係を適切に示している。よって、(1)式によれば、適切なひずみ速度依存性をもって応力ひずみ関係を示すことができる。
このようなことから、(1)式で示される応力ひずみ関係を、有限要素法による応力演算(例えばCAE解析)で必要になる応力ひずみ関係に適用すれば、良好な演算結果を得ることができる。以下に説明する実施形態では、前記(1)式を用いたそのような応力演算の一例を示す。
As can be seen from the comparison of the characteristic diagram of FIG. 2 obtained by the equation (1) and the test result of FIG. 1, the equation (1) appropriately shows the test result, and Equation (1) properly shows the relationship between stress σ, strain ε, and strain rate ε ′. Therefore, according to the equation (1), the stress-strain relationship can be shown with an appropriate strain rate dependency.
For this reason, if the stress-strain relationship represented by equation (1) is applied to a stress-strain relationship required for stress calculation (for example, CAE analysis) by the finite element method, a favorable calculation result can be obtained. . In the embodiment described below, an example of such stress calculation using the equation (1) is shown.
(実施形態)
実施形態は、本発明を適用した、すなわち、前記本発明の原理を採用した応力シミュレーションを行う応力演算装置である。
図3は、その応力演算装置の構成の一例を示す。
図3に示すように、応力演算装置は、操作者の外部操作によりデータが入力される入力部1、各種データを用いて演算を行う演算処理部2、モニター等、演算結果を出力する出力部3、及びデータが記憶される記憶部4を備えている。応力演算装置は、例えば、パーソナルコンピュータにより構成されている。
(Embodiment)
The embodiment is a stress calculation device to which the present invention is applied, that is, to perform a stress simulation adopting the principle of the present invention.
FIG. 3 shows an example of the configuration of the stress calculation apparatus.
As shown in FIG. 3, the stress calculation device includes an
図4は、応力演算装置を用いた応力演算の処理手順を示す。本実施形態では、応力演算処理は、有限要素法の動的陽解法を採用して構築されている。
先ず、処理を開始すると、ステップS1において、有限要素法の演算で必要となる節点及び要素データが演算処理部2に入力される。例えば、記憶部4からそのデータが入力される。
続いてステップS2において、材料特性データが演算処理部2に入力される。例えば、入力部1からそのデータが入力される。ここで、材料特性データとは、該応力演算処理の対象となる材料固有のデータであり、すなわち、前記(1)式に示すb,c,d等を含むデータである。
FIG. 4 shows a processing procedure of stress calculation using the stress calculation device. In the present embodiment, the stress calculation process is constructed by adopting a dynamic explicit method of a finite element method.
First, when the process is started, nodes and element data necessary for the calculation of the finite element method are input to the
Subsequently, in step S <b> 2, material characteristic data is input to the
続いてステップS3において、有限要素法の演算で必要となる境界条件が演算処理部2に入力される。例えば、記憶部4からそのデータが入力される。
続いてステップS4において、演算処理部2は、有限要素法の演算で必要となる質量及び減衰マトリックスを作成する。
続いてステップS5において、演算処理部2は、下記(4)式で表現される形状関数を作成する。
{u}=[Nm]{um} ・・・(4)
続いてステップS6において、演算処理部2は、下記(5)式で表現されるBマトリックスを作成する。
{ε}=[B]{u} ・・・(5)
続いてステップS7において、演算処理部2は、下記(6)式で表現される材料構成方程式のDマトリックスを作成する。
{σ´}=[D]{ε´} ・・・(6)
この(6)式を具体的にプラントル・ロイスの式に基づいた等方硬化の構成式を例として記述すると、下記(7)式として表現される。
Subsequently, in step S4, the
Subsequently, in step S5, the
{u} = [N m ] {u m } (4)
Subsequently, in step S6, the
{ε} = [B] {u} (5)
Subsequently, in step S7, the
{σ ′} = [D] {ε ′} (6)
When this equation (6) is specifically described as an isotropic hardening constitutive equation based on the Prandtl-Royce equation, it is expressed as the following equation (7).
ここで、前記(6)式又は(7)式中のD値を下記(8)式のように表現できる。
ここで、Eは縦弾性係数(ヤング率)であり、Gは横弾性係数であり、νはポアソン比である。
さらに、演算では、下記(9)式及び(10)式の条件を満たすことが前提となる。
Further, the calculation is premised on satisfying the conditions of the following expressions (9) and (10).
例えば、演算では、前記(10)式で得られる値dεa pを時間ステップ間の相当塑性ひずみの増分として、各時間ステップにおける相当塑性ひずみεa pを得ている。
図5は、等方硬化における降伏曲面の変化のイメージを示す。図5では、せん断応力τの変化を無視できるよう、主応力σ1,σ2の方向(主軸方向)でみた、降伏曲面の変化を示す。等方硬化における降伏曲面は、図5に示すように拡大している。
そして、以上のように示される等方硬化の構成式である(7)式に応力ひずみ関係を示す前記(1)式を適用する。
例えば、前記(8)式中、H´は、応力(具体的には相当応力)σaを相当塑性ひずみεa pで微分した値であり、下記(11)式として示される。
H´=dσa/dεa p ・・・(11)
For example, in operation, as a equivalent plastic strain increment between the (10) the value d? A p obtained by the formula time step, to obtain the equivalent plastic strain epsilon a p at each time step.
FIG. 5 shows an image of a change in yield surface during isotropic hardening. FIG. 5 shows changes in the yield surface in the direction of the principal stresses σ 1 and σ 2 (major axis direction) so that the change in the shear stress τ can be ignored. The yield surface in isotropic hardening is enlarged as shown in FIG.
And the said (1) Formula which shows a stress-strain relationship is applied to (7) Formula which is a structural formula of isotropic hardening shown as mentioned above.
For example, in the equation (8), H '(specifically, the equivalent stress) stress is a value obtained by differentiating the sigma a In the equivalent plastic strain epsilon a p, represented as the following equation (11).
H ′ = dσ a / dε a p (11)
この(11)式中の相当応力σaに前記(1)式で得られる応力を適用する。その適用については、具体的には、前記(1)式を下記(12)式に示す表現に変化させて行う。
(σa−σa0)(σa−(b・log(εa p´)+c))=d ・・・(12)
なお、このとき、前記(2)式に示すσ0は下記(13)式のようになり、前記(3)式に示すSwiftの式は下記(14)式にようになる。
σa0=σa0(εa p) ・・・(13)
σa0=k(ε0+εa p)n ・・・(14)
ここで、σaは相当ひずみであり、εa pは相当塑性ひずみであり、εa p´は相当塑性ひずみ速度であり、σa0は相当塑性ひずみ速度εa p´が0の場合の応力であり、相当塑性ひずみのみの関数となる。
なお、前記(12)式を下記(15)式として示すこともできる。
(Σ a -σ a0) (σ a - (b · log (ε a p ') + c)) = d ··· (12)
At this time, σ 0 shown in the equation (2) is expressed by the following equation (13), and the Swift equation shown in the equation (3) is expressed by the following equation (14).
σ a0 = σ a0 (ε a p ) (13)
σ a0 = k (ε 0 + ε a p) n ··· (14)
Here, sigma a is in equivalent strain, epsilon a p is the strain equivalent plastic, ε a p 'is a equivalent plastic strain rate, sigma a0 is the equivalent plastic strain rate epsilon a p' in the case of 0 Stress And is a function of equivalent plastic strain only.
In addition, the said (12) Formula can also be shown as following (15) Formula.
ここで、定数(材料パラメータ)については、例えば次のように与える。
演算対象となる材料がJSC270D((社)日本鉄鋼連盟規格による表示)の場合、k=602.9、ε0=0.00575、n=0.360、b=59.75、c=13.24、d=34195.5になる。また、演算対象となる材料がJSC980Y((社)日本鉄鋼連盟規格による表示)であれば、k=1548.6、ε0=0.000392、n=0.172、b=82.43、c=−319.6、d=317604になる。
Here, the constant (material parameter) is given as follows, for example.
When the material to be calculated is JSC270D (indicated by the Japan Iron and Steel Federation standard), k = 602.9, ε 0 = 0.00575, n = 0.360, b = 59.75, c = 13. 24, d = 34195.5. If the material to be calculated is JSC980Y (indicated by the Japan Iron and Steel Federation standard), k = 1548.6, ε 0 = 0.000392, n = 0.172, b = 82.43, c = −319.6, d = 317604.
以上のような関係により、Dマトリックスを作成する。
なお、以上の(12)式及び(15)式は、有限要素法を用いた演算では流動応力曲線の式(流動応力式)をなすものであり、一般化した場合、Cowper−Symondsの式も含めて、下記(16)式のように表現できる。
σa=H(σa p,σa p´) ・・・(16)
続いてステップS8において、演算処理部2は、材料を変形させる節点内力F及び節点外力Pを与え、続くステップS9において、運動方程式の差分計算を行う。そして、演算処理部2は、続くステップS10において、変位増分、ひずみ増分及び応力増分を得る。
The D matrix is created based on the above relationship.
Note that the above equations (12) and (15) form a flow stress curve equation (flow stress equation) in the calculation using the finite element method, and when generalized, the equation of the Cower-Symmonds is also expressed. In addition, it can be expressed as the following equation (16).
σ a = H (σ a p , σ a p ′) (16)
Subsequently, in step S8, the
続いてステップS11において、演算処理部2は、前記ステップS10で算出した変位増分、ひずみ増分及び応力増分を基に、演算対象の材料について、座標及び応力を更新する。
続いてステップS12において、演算処理部2は、最終時間ステップか否かを判定する。ここで、演算処理部2は、最終時間ステップである場合、該処理を終了し、最終時間ステップでない場合、ステップS13に進む。
Subsequently, in step S11, the
Subsequently, in step S12, the
ステップS13では、演算処理部2は、演算処理の時間ステップを増加させて、前記ステップS5から処理を再び開始する。すなわち、演算処理部2は、ステップS5〜ステップS11の処理を最終時間ステップになるまで時間ステップを増加させながら実行する。
そして、演算処理部2の演算結果は、記憶部4に記憶されたり、出力部3に出力されたりする。
In step S13, the
Then, the calculation result of the
以上のように、数式表現した応力σ、ひずみε及びひずみ速度ε´の間の関係を基に(前記(1)式、(12)式又は(15)式)、有限要素法の応力演算を行っている。例えば、このような応力演算は、自動車等の鉄鋼・金属材料の衝突性能評価の解析に用いることができ、例えば、自動車の衝突安全性を評価するためのシミュレーションに用いることができる。 As described above, based on the relationship between the stress σ, the strain ε, and the strain rate ε ′ expressed in mathematical formulas (the formula (1), the formula (12), or the formula (15)), the stress calculation of the finite element method is performed. Is going. For example, such stress calculation can be used for analysis of collision performance evaluation of steel and metal materials such as automobiles, and for example, can be used for simulation for evaluating collision safety of automobiles.
(作用及び効果)
作用及び効果は次のようになる。
前述のように、ひずみ速度依存性を適切に反映した応力ひずみ関係を示す数式((1)式、(12)式又は(15)式)を得ることができ、その数式を用いて応力演算を行っている。すなわち、真の材料特性を再現した数式を用いて応力演算を行っている。これにより、そのような応力演算の演算精度を高くすることができる。また、テーブルデータを使う場合と比較した場合に、データ入力を簡略化することができる。
(Function and effect)
The action and effect are as follows.
As described above, a mathematical expression ((1), (12) or (15)) showing a stress-strain relationship appropriately reflecting the strain rate dependency can be obtained, and the stress calculation is performed using the mathematical expression. Is going. That is, the stress calculation is performed using a mathematical formula that reproduces the true material characteristics. Thereby, the calculation precision of such stress calculation can be made high. Moreover, data input can be simplified when compared with the case of using table data.
図6は、演算対象の材料をJSC270Dとして、前記図4に示す演算処理で得た応力(回帰式推定応力)と、その演算条件と同一条件で実際に試験を行って得た応力との関係を示す。図6に示すように、演算処理で得た応力と実験で得た応力とが略一致している。
図7は、演算対象となる材料をJSC270Dとして、前記図4に示す演算処理で得た相当塑性ひずみと応力(相当応力)との関係を示す。図7に示すように、相当塑性ひずみと応力との関係を相当塑性ひずみ速度εa p´毎に格別の特性を有するものとして得ることができる。
FIG. 6 shows the relationship between the stress (regression equation estimated stress) obtained by the computation process shown in FIG. 4 and the stress obtained by actually performing the test under the same condition as the computation condition, assuming that the material to be computed is JSC270D. Indicates. As shown in FIG. 6, the stress obtained by the arithmetic processing and the stress obtained by the experiment substantially coincide.
FIG. 7 shows the relationship between the equivalent plastic strain and stress (equivalent stress) obtained by the calculation process shown in FIG. 4, assuming that the material to be calculated is JSC270D. As shown in FIG. 7, the relationship between the equivalent plastic strain and the stress can be obtained as having a particular characteristic for each equivalent plastic strain rate ε a p ′.
図8は、演算対象となる材料をJSC980Yとして、前記図4に示す演算処理により相当塑性ひずみと応力との関係を示す。図8に示すように、材料をJSC980Yとした場合でも同様、相当塑性ひずみと応力との関係を相当塑性ひずみ速度εa p´毎に格別の特性を有するものとして得ることができる。
なお、前記実施形態を次のような構成により実現することもできる。
すなわち、前記実施形態では、応力演算に用いる有限要素法が動的陽解法のものである場合を説明したが、動的陽解法を用いることに限定されるものではない。
また、前記実施形態では、図4を用いて(1)式を適用した応力演算処理の処理手順の一例を示したが、(1)式が適用される演算処理は、これに限定されるものではない。
FIG. 8 shows the relationship between the equivalent plastic strain and the stress by the calculation process shown in FIG. 4, assuming that the material to be calculated is JSC980Y. As shown in FIG. 8, even when the material is JSC980Y, the relationship between the equivalent plastic strain and the stress can be obtained as having a particular characteristic for each equivalent plastic strain rate ε a p ′.
In addition, the said embodiment can also be implement | achieved by the following structures.
That is, in the above-described embodiment, the case where the finite element method used for the stress calculation is the dynamic explicit method is described, but the present invention is not limited to using the dynamic explicit method.
Moreover, in the said embodiment, although an example of the process sequence of the stress calculation process which applied (1) Formula was shown using FIG. 4, the calculation process to which (1) Formula is applied is limited to this. is not.
(実施例)
実施例は次のようになる。
先ず、適用材にJSC270Dを用いて、試験により、ひずみ速度を変えて応力ひずみ関係を得て、材料パラメータ(前記b,c,d等)を得た。
そして、三点曲げ圧潰試験について、演算結果とその試験結果とを比較した。
具体的には、図9に示すように、断面略四角形の適用材100の両端を支持するとともに、中央付近にパンチ101を押し当てることで、三点曲げ圧潰試験を行った。なお、図9の適用材100の形状は、圧潰試験後の状態を示している。その一方で、パーソナルコンピュータ等の演算処理手段により三点曲げ圧潰試験についてCAE解析を行った。本発明を適用して、前記材料パラメータ及び前記(1)式(前記(12)式又は(15)式))を用いてCAE解析を行った。さらに、その比較例(従来例)として、Cowper−Symonds式やテーブルデータ(テーブル式)を用いてCAE解析を行った。
(Example)
An example is as follows.
First, using JSC270D as an applicable material, the strain rate was changed by a test to obtain a stress-strain relationship, and material parameters (b, c, d, etc.) were obtained.
And about the three-point bending crushing test, the calculation result and the test result were compared.
Specifically, as shown in FIG. 9, a three-point bending crush test was performed by supporting both ends of the
CAE解析の演算条件は、実際の三点曲げ圧潰試験の条件と同一にしており、例えば、適用材100の支持距離を500mmとし、曲げ圧潰速度(パンチ101の速度)を10mm/secとしている。そして、CAE解析及び実際の三点曲げ圧潰試験を、パンチストロークが500mmとなったときの吸収エネルギーで評価した。吸収エネルギーは、例えば、図10に示すように、適用材100の支持点にかかる反力と、圧潰試験時のパンチ101の移動ストロークSとの積分値で概念できる値である。
The calculation conditions for the CAE analysis are the same as the conditions for the actual three-point bending crushing test. For example, the supporting distance of the applied
図11は、その吸収エネルギーの評価結果を示す。
図11に示すように、実施例の結果(本発明を適用した結果)は、比較例のCowper−Symonds式やテーブル式で得た結果と比較して、実験値(実際の三点曲げ圧潰試験で得た値)により近い値となり、本発明を適用することで高い精度でCAE解析を行うことができた。具体的には、従来のテーブル式による手法で得た値は、実験値に対して7.1%程度の誤差があるのに対して、本発明を適用することで、その誤差を約半分の3.6%程度まで低減することができた。
FIG. 11 shows the evaluation results of the absorbed energy.
As shown in FIG. 11, the results of the examples (results of applying the present invention) are experimental values (actual three-point bending crush test) compared with the results obtained by the Cowper-Symmonds formula and the table formula of the comparative example. The value obtained in (1) was closer, and the CAE analysis could be performed with high accuracy by applying the present invention. Specifically, the value obtained by the conventional table method has an error of about 7.1% with respect to the experimental value, but by applying the present invention, the error is reduced to about half. It was reduced to about 3.6%.
1 入力部、2 演算処理部、3 出力部、4 記憶部 1 input unit, 2 arithmetic processing unit, 3 output unit, 4 storage unit
Claims (2)
ε´をひずみ速度とし、σ0をひずみεを変数とする値とし、b,c,dを材料に応じて設定される定数とした場合に、下記式
(σ−σ0)(σ−(b・log(ε´)+c))=d
で示される応力σ、ひずみε及びひずみ速度ε´の関係を基に、前記材料の状態を推定することを特徴とする材料状態推定方法。 Based on the relationship between stress σ and strain ε, the material state estimation method for estimating the material state by numerical analysis using the finite element method,
When ε ′ is a strain rate, σ 0 is a value with strain ε as a variable, and b, c, and d are constants set according to the material, the following formula (σ−σ 0 ) (σ− ( b · log (ε ′) + c)) = d
A material state estimation method characterized in that the state of the material is estimated on the basis of the relationship between stress σ, strain ε, and strain rate ε ′ shown in FIG.
σ0=k(ε0+ε)n
により前記値σ0を決定することを特徴とする請求項1に記載の材料状態推定方法。 The following Swift equation σ 0 = k (ε 0 + ε) n obtained by using k, ε 0 and n as constants, respectively.
The material state estimation method according to claim 1, wherein the value σ 0 is determined by:
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