JP2009002926A - プレス成形状態推定方法及び成形シミュレーション用の摩擦係数取得方法 - Google Patents
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Abstract
【課題】実プレス成形の結果と整合がとれたシミュレーション結果を得ることができ、かつ低面圧、低摺動速度でも十分精度が高いシミュレーション結果を得ることができる。
【解決手段】プレス成形状態推定方法は、所定の摩擦係数を用いて成形シミュレーションを実施して、有限要素法の各節点について、成形過程における金型に対する鋼材の移動速度及び金型から鋼材が受ける面圧を算出するとともに、鋼材の所定部位についての、面圧を算出するとともに、鋼材の移動速度を基に鋼材と金型との摺動速度を算出し（ステップＳ１〜ステップＳ３）、算出した面圧及び摺動速度を満たす条件下で摺動試験装置を用いて摺動試験を行い、摩擦係数を取得し（ステップＳ４）、取得した摩擦係数を用いて再度成形シミュレーションを実施して、鋼材の成形状態を推定する（ステップＳ５）。
【選択図】図２
【解決手段】プレス成形状態推定方法は、所定の摩擦係数を用いて成形シミュレーションを実施して、有限要素法の各節点について、成形過程における金型に対する鋼材の移動速度及び金型から鋼材が受ける面圧を算出するとともに、鋼材の所定部位についての、面圧を算出するとともに、鋼材の移動速度を基に鋼材と金型との摺動速度を算出し（ステップＳ１〜ステップＳ３）、算出した面圧及び摺動速度を満たす条件下で摺動試験装置を用いて摺動試験を行い、摩擦係数を取得し（ステップＳ４）、取得した摩擦係数を用いて再度成形シミュレーションを実施して、鋼材の成形状態を推定する（ステップＳ５）。
【選択図】図２
Description
本発明は、成形シミュレーションによりプレス成形品の成形状態を推定するプレス成形品の成形状態推定方法、及び成形シミュレーションで用いる鋼材と金型との摩擦係数を取得する成形シミュレーション用の摩擦係数取得方法に関する。
特許文献１には、鋼板の機械的性質として絞り性を評価する方法が開示されている。具体的には、ｒ値（ランクフォード値）を求め、次いで、該鋼板の表面摩擦係数を用いて次式によりそのｒ値を補正し、補正したｒ値に基づいて絞り性を評価している。
ｒｘ＝ｒ０・ｅｘｐ（−Ｋμ）
ここで、ｒ０は補正前のｒ値であり、ｒｘは補正値のｒ値であり、Ｋは潤滑状態に起因した定数であり、μは表面摩擦係数である。
ｒｘ＝ｒ０・ｅｘｐ（−Ｋμ）
ここで、ｒ０は補正前のｒ値であり、ｒｘは補正値のｒ値であり、Ｋは潤滑状態に起因した定数であり、μは表面摩擦係数である。
また、特許文献２には、ドロービード部の面圧を算出し、実測された摩擦係数を適用して、ビードを通過させるのに必要な引き抜き力を算出し、見かけの摩擦係数を算出して、シミュレーションに適用する技術が開示されている。
また、特許文献３には、金属板に対して曲げ・曲げ戻し及び摺動の塑性加工を施し、次いで、その塑性加工を施した金属板の表面の摩擦係数を測定するドロービード摺動試験方法が開示されている。
また、特許文献３には、金属板に対して曲げ・曲げ戻し及び摺動の塑性加工を施し、次いで、その塑性加工を施した金属板の表面の摩擦係数を測定するドロービード摺動試験方法が開示されている。
また、特許文献４には、ピンオンディスク試験機において、点状又は２０ｍｍ２以下の平面状の接触面で接触摺動させた際の摺動抵抗から求められる摩擦係数を基にプレス成形性を評価する技術が開示されている。
また、特許文献５には、面圧、摩擦仕事量、成形速度、工具との相対硬度差、粗度、潤滑油粘度、塑性ひずみ、温度及び磨耗粉の径の１種又は２種以上を用いて、多項式近似により摩擦係数を算出し、算出した摩擦係数を用いて成形シミュレーションを行う技術が開示されている。
また、特許文献５には、面圧、摩擦仕事量、成形速度、工具との相対硬度差、粗度、潤滑油粘度、塑性ひずみ、温度及び磨耗粉の径の１種又は２種以上を用いて、多項式近似により摩擦係数を算出し、算出した摩擦係数を用いて成形シミュレーションを行う技術が開示されている。
また、特許文献６には、各要素接点毎に面圧、相当応力、相当塑性ひずみを算出して、変形熱増分による変数変更を行うことを目的としたシミュレーション方法が開示されている。
特開２００３−２０７４３１号公報
特開２００３−３１１３８号公報
特開平９−７２７９９号公報
特開２００３−１３６１５１号公報
特開２００５−２０７７７４号公報
特開２００２−８６２１８号公報
鋼板の摺動特性評価法として、特許文献１に開示の引抜きによる平板摺動によるもの、特許文献２、３に開示のドロービード摺動試験によるもの、特許文献４に開示のピンオンディスク試験機によるものが挙げられる。
しかし、特許文献１では、２水準の押さえ荷重（８ＫＮ、１２ＫＮ）で測定した摩擦係数の換算式により、プレス成形性を反映させたｒ値を算出している。しかし、プレス成形時の押さえ荷重（面圧）は、極低面圧から超高面圧まで広範囲にわたる。また、摺動速度も多岐にわたり、これに対して、引用文献１のように２００ｍｍ／ｍｉｎの１水準で行う評価は、評価鋼板の摺動特性の一部を評価しているのにすぎない。
しかし、特許文献１では、２水準の押さえ荷重（８ＫＮ、１２ＫＮ）で測定した摩擦係数の換算式により、プレス成形性を反映させたｒ値を算出している。しかし、プレス成形時の押さえ荷重（面圧）は、極低面圧から超高面圧まで広範囲にわたる。また、摺動速度も多岐にわたり、これに対して、引用文献１のように２００ｍｍ／ｍｉｎの１水準で行う評価は、評価鋼板の摺動特性の一部を評価しているのにすぎない。
また、引用文献２では、各材料ごとに種々の面圧に変化させて摩擦係数を測定して、面圧をパラメータとする摩擦係数近似式を作成し、シミュレーションに適用する方法が開示されている。しかし、引用文献２で得られる摩擦係数は、摺動速度、すなわち速度依存性を考慮したものにはなっていない。さらに、ドロービード部の摩擦係数を鋼板の機械強度に影響されず測定する方法が開示されている引用文献３でも、摩擦係数の測定に速度依存性は考慮されていない。
また、引用文献４では、測定される摩擦係数より、プレス成形性を事前評価する方法としてピンオンディスクが提案されている。ここで、プレス割れは、プレス時の塗油が部分的に切れて、金型と鋼板とが直接的に接触するメタルタッチを起こしやすい領域で発生し易いことから、高面圧における評価が可能なピンオンディスク法は、そのような場合に有利に作用する。しかし、実プレス品全面についてシミュレーションを実施する場合、面圧は極低面圧から超高面圧まで多岐にわたるので、そのような条件に対応できないピンオンディスク法は、シミュレーションに適用する摩擦係数の測定方法としては十分ではなかった。
以上から、引用文献１〜４でも述べているように、摺動時の面圧、速度（摺動速度）及び温度それぞれが変化することで、摺動特性を示す指標である摩擦係数も大きく変化する。 また、引用文献１〜４で示される摺動試験から求めた摩擦係数によるシミュレーション及び鋼板の機械特性の補正では、ある特定の単純形状における実プレス成形性を予測することは可能である。しかし、一般的に複雑形状である自動車部品全体について成形性を予測することは不可能である。さらに、平均的な動摩擦係数を用いている点にも課題が残る。
また、近年、シミュレーション技術は、その発達により、自動車部品の成形分野でも、大幅に活用されている。そのように活用されているシミュレーション技術では、材料の機械的特性と工具との接触について、一定値の摩擦係数を入力することで解析を実施している。しかしながら、上述のように実プレスでは成形過程において、部品における各部位で、面圧、速度及び温度等が変化するため、シミュレーションによる高精度な解析は困難であり、実プレス結果との間に差異が発生することが多い。このような実情に対し、引用文献５、６では、面圧、速度及び温度変化を変数とする状態関数により摩擦係数を算出する手法を提案している。しかし、引用文献５、６では、状態関数として算出される摩擦係数は、いかなる面圧、摺動速度でも動摩擦係数となっており、静止摩擦係数が支配的になる低面圧、低摺動速度での成形や摺動を受ける張出し部位については、十分なシミュレーション結果を得ることができなかった。
本発明の課題は、自動車部品等の実プレス成形の結果と整合がとれたシミュレーション結果を得ることができ、かつ低面圧、低摺動速度での成形や摺動を受ける張出し部位等についても十分精度が高いシミュレーション結果を得ることである。
前記課題を解決するために、本発明に係る請求項１に記載のプレス成形状態推定方法は、金型によりプレス成形される鋼材の成形状態を、少なくとも前記鋼材と前記金型との摩擦係数を用いて有限要素法で構築された成形シミュレーションにより推定するプレス成形状態推定方法において、所定の摩擦係数を用いて前記成形シミュレーションを実施して、前記有限要素法の各節点について、成形過程における前記金型に対する前記鋼材の移動速度及び前記金型から前記鋼材が受ける面圧を算出し、前記鋼材の所定部位について、前記面圧を算出するとともに、前記鋼材の移動速度を基に前記鋼材と前記金型との摺動速度を算出し、算出した前記面圧及び摺動速度を満たす条件下で摺動試験装置を用いて摺動試験を行い、摩擦係数を取得し、取得した摩擦係数を用いて再度成形シミュレーションを実施して、前記鋼材の成形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に記載のプレス成形状態推定方法は、請求項１に記載のプレス成形状態推定方法において、前記再度実施する成形シミュレーションでは、前記鋼材の所定部位について算出した前記面圧及び摺動速度に応じて、前記摺動試験装置で得られる静止摩擦係数又は動摩擦係数を用いて、前記鋼材の成形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３に記載のプレス成形状態推定方法は、請求項２に記載のプレス成形状態推定方法において、前記鋼材の所定部位について算出した前記面圧が７ＭＰａ以下であり、かつ前記摺動速度が５０ｍｍ／ｍｉｎ以下の場合、前記再度実施する成形シミュレーションでは、前記摺動試験装置で得られる静止摩擦係数を用いて、前記鋼材の成形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３に記載のプレス成形状態推定方法は、請求項２に記載のプレス成形状態推定方法において、前記鋼材の所定部位について算出した前記面圧が７ＭＰａ以下であり、かつ前記摺動速度が５０ｍｍ／ｍｉｎ以下の場合、前記再度実施する成形シミュレーションでは、前記摺動試験装置で得られる静止摩擦係数を用いて、前記鋼材の成形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４に記載の成形シミュレーション用の摩擦係数取得方法は、有限要素法で構築された成形シミュレーションにより金型によりプレス成形される鋼材の成形状態を推定する場合に該成形シミュレーションで用いる前記鋼材と前記金型との摩擦係数を取得する成形シミュレーション用の摩擦係数取得方法において、所定の摩擦係数を用いて成形シミュレーションを実施して算出される、前記有限要素法の各節点についての前記金型から前記鋼材が受ける面圧及び前記鋼材と前記金型との摺動速度のうち、前記鋼材の所定部位の前記面圧及び摺動速度を取得し、その取得した前記面圧及び摺動速度を満たす条件下で摺動試験装置を用いて摺動試験を行い、摩擦係数を取得しており、その後実施する成形シミュレーションでは、前記取得した摩擦係数を用いて成形シミュレーションを実施して、前記鋼材の成形状態を推定することを特徴とする。
本発明によれば、所定の摩擦係数を用いて成形シミュレーションを実施して、面圧及び摺動速度を算出し、その算出した面圧及び摺動速度を満たす条件下で摺動試験装置を用いて摺動試験を行い摩擦係数を取得し、取得した摩擦係数を用いて再度成形シミュレーションを実施することで、高い精度で鋼材の成形状態を推定することができる。
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。
（構成）
本実施形態は、本発明を適用したプレス成形状態推定方法である。プレス成形状態推定方法では、成形シミュレーションにより、成形品の形状を推定している。具体的には、成形シミュレーションの結果から、実際にプレス成形できるか否かを判断している。
図１は、プレス成形状態推定方法を実現する構成を示す。
図１に示す成形シミュレーション１は、成形品の成形状態のシミュレーション用として一般的に用いられているものであり、成形部品の有限要素法（静的陰解法や静的陽解法、動的陽解法等）により構築されている。成形シミュレーション１は、パーソナルコンピュータ等の演算手段を用いて実施される。
（構成）
本実施形態は、本発明を適用したプレス成形状態推定方法である。プレス成形状態推定方法では、成形シミュレーションにより、成形品の形状を推定している。具体的には、成形シミュレーションの結果から、実際にプレス成形できるか否かを判断している。
図１は、プレス成形状態推定方法を実現する構成を示す。
図１に示す成形シミュレーション１は、成形品の成形状態のシミュレーション用として一般的に用いられているものであり、成形部品の有限要素法（静的陰解法や静的陽解法、動的陽解法等）により構築されている。成形シミュレーション１は、パーソナルコンピュータ等の演算手段を用いて実施される。
図２は、プレス成形状態推定方法の処理手順を示す。この図２に示す処理手順に沿って、プレス成形状態推定方法の処理内容を説明する。
先ずステップＳ１において、成形シミュレーション１には、該成形シミュレーション１に必要なデータが入力される。すなわち、図１（ａ）に示すように、成形シミュレーション１には、該成形シミュレーション１に必要なデータとして、プレス型（金型）形状（プレス型の設計を基にした成形品の形状）、ビードサイズ、鋼材（ブランク材）の形状、板厚、応力−歪線図（例えばモデル化したもの）、有限要素解析に必要である有限要素のデータ、板押え部の圧力、成形速度、プレス型と鋼材との間の摩擦係数（摩擦係数の初期値）等のプレス条件が入力される。
先ずステップＳ１において、成形シミュレーション１には、該成形シミュレーション１に必要なデータが入力される。すなわち、図１（ａ）に示すように、成形シミュレーション１には、該成形シミュレーション１に必要なデータとして、プレス型（金型）形状（プレス型の設計を基にした成形品の形状）、ビードサイズ、鋼材（ブランク材）の形状、板厚、応力−歪線図（例えばモデル化したもの）、有限要素解析に必要である有限要素のデータ、板押え部の圧力、成形速度、プレス型と鋼材との間の摩擦係数（摩擦係数の初期値）等のプレス条件が入力される。
続いてステップＳ２〜ステップＳ３において、最初の成形シミュレーション１を実施する。すなわち、先ずステップＳ２において、成形過程の演算の増分ステップ毎に、対象部品について、有限要素法の各節点での板厚減少量、面圧及び鋼板移動量を算出する。続いてステップＳ３において、破断危険部位の節点要素の鋼板移動量（最大板厚減少量相当）を基に摺動速度を算出する。例えば、元々の板厚に対して所定割合（例えば２０％）の減少量を示した部位を最大板厚減少量を示す破断危険部位としている。また、同時に、破断危険部位の面圧も算出する（前記ステップＳ２で得た各節点の面圧の中から破断危険部位の面圧を特定する）。
なお、対象部品において面圧及び摺動速度を算出する部位については、破断危険部位に限定されるものではなく、任意に指定した指定部位でも良い。
続いてステップＳ４において、図１（ｂ）に示すように、前記ステップＳ３で算出した面圧及び摺動速度で摺動試験装置１０による摺動試験を行い、摩擦係数を取得する。
なお、対象部品において面圧及び摺動速度を算出する部位については、破断危険部位に限定されるものではなく、任意に指定した指定部位でも良い。
続いてステップＳ４において、図１（ｂ）に示すように、前記ステップＳ３で算出した面圧及び摺動速度で摺動試験装置１０による摺動試験を行い、摩擦係数を取得する。
図３は、摺動試験装置１０を用いた摺動試験方法を示す。
前記ステップＳ３で算出した面圧及び摺動速度の条件下で、摺動試験装置１０による摺動試験を行う。すなわち、サンプル（成形シミュレーション１で成形の演算対象となるブランク材に対応するもの）１００に、前記算出した面圧を実現するように一定加重Ｐで金型１１，１２を押し付けてから（金型１１，１２により一定加重Ｐで挟持しながら）、前記算出した摺動速度となるように金型１１，１２で挟持されているサンプル１００を引き抜く。これにより、一定加重Ｐとサンプル１００の引き抜きに必要な荷重Ｆとを用いて、下記（１）式により摩擦係数μを算出できる。
μ＝Ｆ／（２・Ｐ） ・・・（１）
前記ステップＳ３で算出した面圧及び摺動速度の条件下で、摺動試験装置１０による摺動試験を行う。すなわち、サンプル（成形シミュレーション１で成形の演算対象となるブランク材に対応するもの）１００に、前記算出した面圧を実現するように一定加重Ｐで金型１１，１２を押し付けてから（金型１１，１２により一定加重Ｐで挟持しながら）、前記算出した摺動速度となるように金型１１，１２で挟持されているサンプル１００を引き抜く。これにより、一定加重Ｐとサンプル１００の引き抜きに必要な荷重Ｆとを用いて、下記（１）式により摩擦係数μを算出できる。
μ＝Ｆ／（２・Ｐ） ・・・（１）
この（１）式の関係から、摺動開始直後のピーク値の摩擦係数μを静止摩擦係数として取得し、摺動させてから所定の区間で得た摩擦係数を動摩擦係数として取得する。
ここで、プレス成形品の各部位を想定した摩擦係数の評価をする場合には、サンプル１００との接触面積が小さい方の金型１１において、該サンプル１００と接触する部分の形状、具体的には長さ（該サンプル１００を引抜く方向における長さ、以下、工具長という。）Ｌは、該各部位に応じて、次のように設定されるのが好ましい。
ここで、プレス成形品の各部位を想定した摩擦係数の評価をする場合には、サンプル１００との接触面積が小さい方の金型１１において、該サンプル１００と接触する部分の形状、具体的には長さ（該サンプル１００を引抜く方向における長さ、以下、工具長という。）Ｌは、該各部位に応じて、次のように設定されるのが好ましい。
（１）ビード通過部を評価する場合、工具手入や鋼板との接触面積を一定に保つ必要性から、工具長Ｌを２ｍｍ以上としつつ、実部品の接触長さの観点から、工具長Ｌを１０ｍｍ以下とする（２ｍｍ≦Ｌ≦１０ｍｍ）。
（２）パンチ肩部を評価する場合、鋼板表面の損傷度を実部品摺動部のものに近似させるため、工具長Ｌを２０ｍｍ以上としつつ、工具手入の簡便さや実部品の接触長さの観点から、工具長Ｌを７０ｍｍ以下とする（２０ｍｍ≦Ｌ≦７０ｍｍ）。
（３）張出し成形部を評価する場合、実成形の摩擦係数との乖離の観点から、工具長Ｌを１０ｍｍ以上としつつ、工具手入と実験時間短縮の観点から、２０ｍｍ未満とする（１０ｍｍ≦Ｌ＜２０ｍｍ）。
（２）パンチ肩部を評価する場合、鋼板表面の損傷度を実部品摺動部のものに近似させるため、工具長Ｌを２０ｍｍ以上としつつ、工具手入の簡便さや実部品の接触長さの観点から、工具長Ｌを７０ｍｍ以下とする（２０ｍｍ≦Ｌ≦７０ｍｍ）。
（３）張出し成形部を評価する場合、実成形の摩擦係数との乖離の観点から、工具長Ｌを１０ｍｍ以上としつつ、工具手入と実験時間短縮の観点から、２０ｍｍ未満とする（１０ｍｍ≦Ｌ＜２０ｍｍ）。
図４は、例えば、摺動距離１３０ｍｍを所定の摺動速度で摺動試験を行った場合の、摺動距離と、前記（１）式により得た摩擦係数μとの関係を示す。
図４に示すように、摺動距離１３０ｍｍ間、ほぼ安定した値として摩擦係数μを得ることができる。このような結果から、摺動開始直後のピーク値の摩擦係数μを静止摩擦係数として取得し、摺動させてから所定の区間で得た摩擦係数の平均値を動摩擦係数として取得する。
図４に示すように、摺動距離１３０ｍｍ間、ほぼ安定した値として摩擦係数μを得ることができる。このような結果から、摺動開始直後のピーク値の摩擦係数μを静止摩擦係数として取得し、摺動させてから所定の区間で得た摩擦係数の平均値を動摩擦係数として取得する。
続いてステップＳ５において、図１（ｃ）に示すように、最初の成形シミュレーション１で用いた摩擦係数に代えて前記ステップＳ４で取得した摩擦係数を用いて、再び成形シミュレーションを実施する。このとき、前記ステップＳ４での摩擦係数の測定条件、すなわち、最初の成形シミュレーション１で算出した面圧及び摺動速度に基づいて、静止摩擦係数を用いるか、動摩擦係数を用いるかを決定する。具体的には、最初の成形シミュレーション１で算出した面圧が７ＭＰａ以下であり、かつ摺動速度が５０ｍｍ／ｍｉｎ以下の場合には、再び実施する成形シミュレーション１で用いる摩擦係数を、前記ステップＳ４で得た静止摩擦係数にする。また、それ以外の場合には、再び実施する成形シミュレーション１で用いる摩擦係数を、前記ステップＳ４で得た動摩擦係数にする。
（動作、作用及び効果）
動作、作用及び効果は次のようになる。
必要なデータを成形シミュレーション１に入力して（前記ステップＳ１）、最初（１回目）の成形シミュレーション１を実施し、破断危険部位又は指定部位について、面圧及び摺動速度を算出する（ステップＳ２、ステップＳ３）。そして、算出した面圧及び摺動速度の条件下で、実際に摺動試験装置１０を用いた摺動試験を行い摩擦係数を取得する。詳しくは静止摩擦係数及び動摩擦係数を取得する。それから、この摩擦係数を用いて、再び（２回目の）成形シミュレーション１を実施し、成形品の成形状態をシミュレーションする。具体的には、成形シミュレーション１により破断直前のプレス成形品の成形高さ（成形可能高さ）を算出し、そのような成形シミュレーション１による結果を基に、実際にプレス成形できるか否かを判断する。
動作、作用及び効果は次のようになる。
必要なデータを成形シミュレーション１に入力して（前記ステップＳ１）、最初（１回目）の成形シミュレーション１を実施し、破断危険部位又は指定部位について、面圧及び摺動速度を算出する（ステップＳ２、ステップＳ３）。そして、算出した面圧及び摺動速度の条件下で、実際に摺動試験装置１０を用いた摺動試験を行い摩擦係数を取得する。詳しくは静止摩擦係数及び動摩擦係数を取得する。それから、この摩擦係数を用いて、再び（２回目の）成形シミュレーション１を実施し、成形品の成形状態をシミュレーションする。具体的には、成形シミュレーション１により破断直前のプレス成形品の成形高さ（成形可能高さ）を算出し、そのような成形シミュレーション１による結果を基に、実際にプレス成形できるか否かを判断する。
これにより、成形金型による成形実験を行うことなく、高精度な成形シミュレーションが可能になる。また、従来のように、成形シミュレーションの結果を実成形結果と比較しながら、最適な成形シミュレーション結果が得られるまで、摩擦係数を変更させて繰り返しシミュレーションを行うといったこともなく、プレス成形性の評価（具体的にはプレス成形の可否）が可能になったため、シミュレーションの演算時間を大幅に低減でき、コストを大幅に低減できる。
（他の実施形態等）
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、摺動試験装置１０の具体例を図３に示した。しかし、これに限定されるものではない。
なお、前記実施形態の説明において、ステップＳ１及びステップＳ２の処理は、所定の摩擦係数を用いて成形シミュレーションを実施して、有限要素法の各節点について、成形過程における金型に対する鋼材の移動速度及び金型から鋼材が受ける面圧を算出するステップを実現しており、ステップＳ２及びステップＳ３の処理は、鋼材の所定部位について、面圧を算出するとともに、鋼材の移動速度を基に鋼材と金型との摺動速度を算出するステップを実現しており、摺動試験装置によるステップＳ４の処理は、算出した前記面圧及び摺動速度を満たす条件下で摺動試験装置を用いて摺動試験を行い、摩擦係数を取得するステップを実現しており、ステップＳ５の処理は、取得した摩擦係数を用いて再度成形シミュレーションを実施して、鋼材の成形状態を推定するステップを実現している。
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、摺動試験装置１０の具体例を図３に示した。しかし、これに限定されるものではない。
なお、前記実施形態の説明において、ステップＳ１及びステップＳ２の処理は、所定の摩擦係数を用いて成形シミュレーションを実施して、有限要素法の各節点について、成形過程における金型に対する鋼材の移動速度及び金型から鋼材が受ける面圧を算出するステップを実現しており、ステップＳ２及びステップＳ３の処理は、鋼材の所定部位について、面圧を算出するとともに、鋼材の移動速度を基に鋼材と金型との摺動速度を算出するステップを実現しており、摺動試験装置によるステップＳ４の処理は、算出した前記面圧及び摺動速度を満たす条件下で摺動試験装置を用いて摺動試験を行い、摩擦係数を取得するステップを実現しており、ステップＳ５の処理は、取得した摩擦係数を用いて再度成形シミュレーションを実施して、鋼材の成形状態を推定するステップを実現している。
また、前記実施形態では、有限要素法で構築された成形シミュレーションにより金型によりプレス成形される鋼材の成形状態を推定する場合に該成形シミュレーションで用いる前記鋼材と前記金型との摩擦係数を取得する成形シミュレーション用の摩擦係数取得方法において、所定の摩擦係数を用いて成形シミュレーションを実施して算出される、前記有限要素法の各節点についての前記金型から前記鋼材が受ける面圧及び前記鋼材と前記金型との摺動速度のうち、前記鋼材の所定部位の前記面圧及び摺動速度を取得し、その取得した前記面圧及び摺動速度を満たす条件下で摺動試験装置を用いて摺動試験を行い、摩擦係数を取得しており、その後実施する成形シミュレーションでは、前記取得した摩擦係数を用いて成形シミュレーションを実施して、前記鋼材の成形状態を推定することを特徴とする成形シミュレーション用の摩擦係数取得方法を実現している。
（実施例１）
実施例１では、鋼材Ａ及び鋼材Ｂの２種類の鋼材を対象として、球頭張り出し成形のシミュレーションを行った。鋼材Ａの鋼種、成分及び寸法等は、合金化溶融亜鉛めっき鋼板（５９０ＭＰａ級）、板厚０．７ｍｍ、降伏強度３２６ＭＰａ、引張強度５９３ＭＰａ、伸び２９％、表面のめっき付着量４９ｇ／ｍ２及び裏面のめっき付着量５２ｇ／ｍ２等となっている。また、鋼材Ｂの鋼種、成分及び寸法等は、合金化溶融亜鉛めっき鋼板（４４０ＭＰａ級）、板厚０．７ｍｍ、降伏強度２８８ＭＰａ、引張強度４４５ＭＰａ、伸び３６％、表面のめっき付着量４２ｇ／ｍ２、裏面のめっき付着量４３ｇ／ｍ２等となっている。そして、最初の球頭張り出しの成形シミュレーションで算出した面圧及び摺動速度を用いて行う摺動試験装置として、前記図３の摺動試験装置１０を用いた。
一方、球頭張り出し成形のシミュレーション結果を検証するため、前記鋼材Ａ及び鋼材Ｂを用いる等して、球頭張り出し成形のシミュレーションと同じ条件で、実際に球頭張り出し成形試験を行った。
実施例１では、鋼材Ａ及び鋼材Ｂの２種類の鋼材を対象として、球頭張り出し成形のシミュレーションを行った。鋼材Ａの鋼種、成分及び寸法等は、合金化溶融亜鉛めっき鋼板（５９０ＭＰａ級）、板厚０．７ｍｍ、降伏強度３２６ＭＰａ、引張強度５９３ＭＰａ、伸び２９％、表面のめっき付着量４９ｇ／ｍ２及び裏面のめっき付着量５２ｇ／ｍ２等となっている。また、鋼材Ｂの鋼種、成分及び寸法等は、合金化溶融亜鉛めっき鋼板（４４０ＭＰａ級）、板厚０．７ｍｍ、降伏強度２８８ＭＰａ、引張強度４４５ＭＰａ、伸び３６％、表面のめっき付着量４２ｇ／ｍ２、裏面のめっき付着量４３ｇ／ｍ２等となっている。そして、最初の球頭張り出しの成形シミュレーションで算出した面圧及び摺動速度を用いて行う摺動試験装置として、前記図３の摺動試験装置１０を用いた。
一方、球頭張り出し成形のシミュレーション結果を検証するため、前記鋼材Ａ及び鋼材Ｂを用いる等して、球頭張り出し成形のシミュレーションと同じ条件で、実際に球頭張り出し成形試験を行った。
図５は、球頭張り出し成形の試験装置を示す。図６は、球頭張り出し成形の試験装置におけるダイス５１及びしわ押え板５２の詳細な構成を示す。
図５及び図６に示すように、球頭張り出し成形試験では、ビード５３，５４を設けたダイス５１及びしわ押え板５２でサンプル１００を挟み込み、そのサンプル１００に対してポンチ５５を押し当てて、球頭張り出し成形を行っている。ここで、試験の諸条件については、サンプル１００の寸法は２００ｍｍ×２００ｍｍであり、ポンチ５５の直径は１５０ｍｍ（Ｒ７５）であり、ダイス５１の寸法は、内側直径が１５３ｍｍ、肩部曲率が１０Ｒであり、ビード５３，５４の位置は、１８０ｍｍの円周上であり、ダイス５１側のビード５３は、幅が４ｍｍ、高さが２ｍｍであり、しわ押え板５２側のビード５４は、幅が６ｍｍ、高さが３ｍｍであり、成形速度は５０ｍｍ／ｍｉｎであり、しわ押え圧（ＢＨＦ）は１００Ｔｏｎであり、塗油として、プレトンＲ３５２Ｌ（スギムラ化学の商品の商品名）を用いている。
図５及び図６に示すように、球頭張り出し成形試験では、ビード５３，５４を設けたダイス５１及びしわ押え板５２でサンプル１００を挟み込み、そのサンプル１００に対してポンチ５５を押し当てて、球頭張り出し成形を行っている。ここで、試験の諸条件については、サンプル１００の寸法は２００ｍｍ×２００ｍｍであり、ポンチ５５の直径は１５０ｍｍ（Ｒ７５）であり、ダイス５１の寸法は、内側直径が１５３ｍｍ、肩部曲率が１０Ｒであり、ビード５３，５４の位置は、１８０ｍｍの円周上であり、ダイス５１側のビード５３は、幅が４ｍｍ、高さが２ｍｍであり、しわ押え板５２側のビード５４は、幅が６ｍｍ、高さが３ｍｍであり、成形速度は５０ｍｍ／ｍｉｎであり、しわ押え圧（ＢＨＦ）は１００Ｔｏｎであり、塗油として、プレトンＲ３５２Ｌ（スギムラ化学の商品の商品名）を用いている。
以上の条件下で、成形シミュレーション及び球頭張り出し成形試験を実施し、次のような結果を得た。
成形シミュレーションでは、最初の成形シミュレーションを実施して、通常の摺動試験により得た動摩擦係数μ＝０．１４を用いた結果として、破断直前の成形高さ（限界成形高さ）が４６ｍｍになる結果を得た。また、通常の摺動試験により得た静止摩擦係数μ＝０．１６を用いて成形シミュレーションを実施して、その結果として、破断直前の成形高さが４５ｍｍになる結果を得た。そして、破断危険部位の面圧及び摺動速度を得た。
成形シミュレーションでは、最初の成形シミュレーションを実施して、通常の摺動試験により得た動摩擦係数μ＝０．１４を用いた結果として、破断直前の成形高さ（限界成形高さ）が４６ｍｍになる結果を得た。また、通常の摺動試験により得た静止摩擦係数μ＝０．１６を用いて成形シミュレーションを実施して、その結果として、破断直前の成形高さが４５ｍｍになる結果を得た。そして、破断危険部位の面圧及び摺動速度を得た。
図７及び図８は、成形シミュレーションにより得た破断危険部位の面圧変化と摺動速度変化を示す。
図７に示すように、破断危険部位の面圧、すなわち破断直前の面圧が７ＭＰａ付近の値となり、図８に示すように、そのときの摺動速度が略８ｍｍ／ｍｉｎ付近の値となった。
そして、このようにして算出した面圧（７ＭＰａ）及び摺動速度（８ｍｍ／ｍｉｎ）の条件下で摺動試験装置により摺動試験を行い、摩擦係数を得た。面圧が７ＭＰａであり、かつ摺動速度が８ｍｍ／ｍｉｎであることから、摩擦係数として静止摩擦係数を得た。このときの静止摩擦係数は、μ＝０．３５となった。
そして、そのように実際の摺動試験により得た静止摩擦係数μ＝０．３５を用いて、再び成形シミュレーションを実施して、その結果として、破断直前の成形高さが４０ｍｍとなる結果を得た。
一方、実際に行った球頭張り出し成形試験では、破断直前の高さが４０ｍｍとなる結果を得た。
図７に示すように、破断危険部位の面圧、すなわち破断直前の面圧が７ＭＰａ付近の値となり、図８に示すように、そのときの摺動速度が略８ｍｍ／ｍｉｎ付近の値となった。
そして、このようにして算出した面圧（７ＭＰａ）及び摺動速度（８ｍｍ／ｍｉｎ）の条件下で摺動試験装置により摺動試験を行い、摩擦係数を得た。面圧が７ＭＰａであり、かつ摺動速度が８ｍｍ／ｍｉｎであることから、摩擦係数として静止摩擦係数を得た。このときの静止摩擦係数は、μ＝０．３５となった。
そして、そのように実際の摺動試験により得た静止摩擦係数μ＝０．３５を用いて、再び成形シミュレーションを実施して、その結果として、破断直前の成形高さが４０ｍｍとなる結果を得た。
一方、実際に行った球頭張り出し成形試験では、破断直前の高さが４０ｍｍとなる結果を得た。
以上のように、静止摩擦係数μ＝０．３５により最終的に成形シミュレーションで算出した破断直前の高さが、実際の球頭張り出し成形試験により得た破断直前の高さ同様の４０ｍｍとなる結果を得ることができた。
これに対して、従来の成形シミュレーションによる結果とも言える最初の成形シミュレーションの結果は、破断直前の高さが４５〜４６ｍｍとなっており、実際の球頭張り出し成形試験により得た破断直前の高さが４０ｍｍとなる結果に対して乖離するものとなっている。
これに対して、従来の成形シミュレーションによる結果とも言える最初の成形シミュレーションの結果は、破断直前の高さが４５〜４６ｍｍとなっており、実際の球頭張り出し成形試験により得た破断直前の高さが４０ｍｍとなる結果に対して乖離するものとなっている。
また、面圧が７ＭＰａ以下であり、かつ摺動速度が５０ｍｍ／ｍｉｎ以下である場合には、摺動試験で得た静止摩擦係数を用いることで、成形シミュレーションの結果（４０ｍｍ）と実際の球頭張り出し成形試験による結果（４０ｍｍ）とが一致し、成形シミュレーションの計算精度が高くなっている。
さらに、詳細な比較検討のため、種々の面圧及び摺動速度により得た動摩擦係数又は静止摩擦係数に基づいて球頭張り出し成形のシミュレーションを行った。また、球頭張り出し成形の試験も行い、その球頭張り出し成形の試験では、前記図５と同様、図９に示すように（詳細な構成については図６と同様）、ビード５３，５４を設けたダイス５１及びしわ押え板５２でサンプル１００を挟み込み、そのサンプル１００に対してポンチ５５を押し当てて、球頭張り出し成形を行っている。
さらに、詳細な比較検討のため、種々の面圧及び摺動速度により得た動摩擦係数又は静止摩擦係数に基づいて球頭張り出し成形のシミュレーションを行った。また、球頭張り出し成形の試験も行い、その球頭張り出し成形の試験では、前記図５と同様、図９に示すように（詳細な構成については図６と同様）、ビード５３，５４を設けたダイス５１及びしわ押え板５２でサンプル１００を挟み込み、そのサンプル１００に対してポンチ５５を押し当てて、球頭張り出し成形を行っている。
ここで、必要に応じて以下の５条件で試験を実施した。
（１）ポンチ５５の直径は１００ｍｍ（Ｒ５０）、ダイス５１の寸法は内側直径が１０３ｍｍ、ビード５３，５４の位置は直径１３０ｍｍの円周上であり、サンプル１００の寸法は１５０ｍｍ×１５０ｍｍであり、しわ押え荷重（ＢＨＦ）は１００Ｔｏｎである。
（２）ポンチ５５の直径は１２５ｍｍ（Ｒ６２．５）、ダイス５１の寸法は内側直径が１２８ｍｍ、ビード５３，５４の位置は直径１５５ｍｍの円周上であり、サンプル１００の寸法は１８０ｍｍ×１８０ｍｍであり、しわ押え荷重（ＢＨＦ）は１００Ｔｏｎである。
（１）ポンチ５５の直径は１００ｍｍ（Ｒ５０）、ダイス５１の寸法は内側直径が１０３ｍｍ、ビード５３，５４の位置は直径１３０ｍｍの円周上であり、サンプル１００の寸法は１５０ｍｍ×１５０ｍｍであり、しわ押え荷重（ＢＨＦ）は１００Ｔｏｎである。
（２）ポンチ５５の直径は１２５ｍｍ（Ｒ６２．５）、ダイス５１の寸法は内側直径が１２８ｍｍ、ビード５３，５４の位置は直径１５５ｍｍの円周上であり、サンプル１００の寸法は１８０ｍｍ×１８０ｍｍであり、しわ押え荷重（ＢＨＦ）は１００Ｔｏｎである。
（３）ポンチ５５の直径は１５０ｍｍ（Ｒ７５）、ダイス５１の寸法は内側直径が１５３ｍｍ、ビード５３，５４の位置は直径１８０ｍｍの円周上であり、サンプル１００の寸法は２００ｍｍ×２００ｍｍであり、しわ押え荷重（ＢＨＦ）は１００Ｔｏｎである。
（４）ポンチ５５の直径は２００ｍｍ（Ｒ１００）、ダイス５１の寸法は内側直径が２０３ｍｍ、ビード５３，５４の位置は直径２４０ｍｍの円周上であり、サンプル１００の寸法は２７０ｍｍ×２７０ｍｍであり、しわ押え荷重（ＢＨＦ）は１５０Ｔｏｎである。
（５）ポンチ５５の直径は３００ｍｍ（Ｒ１５０）、ダイス５１の寸法は内側直径が３０３ｍｍ、ビード５３，５４の位置は直径３５０ｍｍの円周上であり、サンプル１００の寸法は３８０ｍｍ×３８０ｍｍであり、しわ押え荷重（ＢＨＦ）は１５０Ｔｏｎである。
（４）ポンチ５５の直径は２００ｍｍ（Ｒ１００）、ダイス５１の寸法は内側直径が２０３ｍｍ、ビード５３，５４の位置は直径２４０ｍｍの円周上であり、サンプル１００の寸法は２７０ｍｍ×２７０ｍｍであり、しわ押え荷重（ＢＨＦ）は１５０Ｔｏｎである。
（５）ポンチ５５の直径は３００ｍｍ（Ｒ１５０）、ダイス５１の寸法は内側直径が３０３ｍｍ、ビード５３，５４の位置は直径３５０ｍｍの円周上であり、サンプル１００の寸法は３８０ｍｍ×３８０ｍｍであり、しわ押え荷重（ＢＨＦ）は１５０Ｔｏｎである。
なお、共通条件として、ダイス５１側のビード５３は幅が４ｍｍ、高さが２ｍｍであり、しわ押え板５２側のビード５４は幅が６ｍｍ、高さが３ｍｍである。
以上の条件下で、成形シミュレーション及び球頭張り出し成形試験を実施し、次のような結果を得た。
図１０〜図１２において、発明例の結果は、最初の成形シミュレーションで面圧及び摺動速度を算出し、その算出した面圧及び摺動速度の条件下で摺動試験により摩擦係数を得て、その摩擦係数を用いて、再度成形シミュレーションを行った結果である（Ｎｏ２，Ｎｏ９，Ｎｏ１１，Ｎｏ１２，Ｎｏ１５，Ｎｏ１７，Ｎｏ２１，Ｎｏ２３，Ｎｏ２５，Ｎｏ２６，Ｎｏ２９，Ｎｏ３０，Ｎｏ３２，Ｎｏ３４）。
以上の条件下で、成形シミュレーション及び球頭張り出し成形試験を実施し、次のような結果を得た。
図１０〜図１２において、発明例の結果は、最初の成形シミュレーションで面圧及び摺動速度を算出し、その算出した面圧及び摺動速度の条件下で摺動試験により摩擦係数を得て、その摩擦係数を用いて、再度成形シミュレーションを行った結果である（Ｎｏ２，Ｎｏ９，Ｎｏ１１，Ｎｏ１２，Ｎｏ１５，Ｎｏ１７，Ｎｏ２１，Ｎｏ２３，Ｎｏ２５，Ｎｏ２６，Ｎｏ２９，Ｎｏ３０，Ｎｏ３２，Ｎｏ３４）。
また、その比較例の結果については、従来通り通常の摺動試験条件で得た摩擦係数を用いて、一度だけ成形シミュレーションを行った結果（Ｎｏ１，Ｎｏ３，Ｎｏ４，Ｎｏ１４，Ｎｏ１９）、又は最初の成形シミュレーションで算出した面圧及び摺動速度とは異なる値の条件下で摺動試験を行い、その摺動試験で得た摩擦係数を用いて、再度成形シミュレーションを行った結果である（Ｎｏ５〜Ｎｏ８）。
また、発明例の結果は、最初の成形シミュレーションで算出した面圧が７ＭＰａ以下で、かつ摺動速度が５０ｍｍ／ｍｉｎ以下であることを満たす条件下では、再度実施する成形シミュレーションで静止摩擦係数を用いた場合の結果であり、該条件を満たすのにもかかわらず、再度実施する成形シミュレーションで動摩擦係数を用いたり、その逆に、該条件を満たさないのにもかかわらず、再度実施する成形シミュレーションで静止摩擦係数を用いたりしたものも比較例（以下、数値限定比較例という。）としている（Ｎｏ１０，Ｎｏ１３，Ｎｏ１６，Ｎｏ１８，Ｎｏ２０，Ｎｏ２２，Ｎｏ２４，Ｎｏ２７，Ｎｏ２８，Ｎｏ３１，Ｎｏ３３，Ｎｏ３５）。
図１０〜図１２に示すように、発明例の成形高さ（シミュレーション結果）と実際に得た成形高さ（実成形高さ）との誤差が絶対値で２ｍｍ以下に抑えられており、発明例では、成形高さ（シミュレーション結果）が、実際に得た成形高さ（実成形高さ）とほぼ同じ結果になっている。これに対して、比較例の成形高さ（シミュレーション結果）と実際に得た成形高さ（実成形高さ）との誤差が絶対値で３ｍｍ以上になっており、比較例では、成形高さ（シミュレーション結果）が、実際に得た成形高さ（実成形高さ）と大きく異なる結果となった。
また、発明例の結果と前記数値限定比較例の結果とを比較して、次のような結論を得ることができる。
最初の成形シミュレーションで算出した面圧が６ＭＰａで、摺動速度が４０〜６０ｍｍ／ｍｉｎのときの結果（Ｎｏ２２〜Ｎｏ２７）から、面圧が６ＭＰａで摺動速度が５０ｍｍ／ｍｉｎ以下のときには、再度実施する成形シミュレーションで静止摩擦係数を用いた方が良好な結果となり（シミュレーション結果と実成形結果との誤差が少なくなり）、面圧が６ＭＰａでも摺動速度が５０ｍｍ／ｍｉｎよりも大きくなると、再度実施する成形シミュレーションで動摩擦係数を用いた方が良好な結果となる。
最初の成形シミュレーションで算出した面圧が６ＭＰａで、摺動速度が４０〜６０ｍｍ／ｍｉｎのときの結果（Ｎｏ２２〜Ｎｏ２７）から、面圧が６ＭＰａで摺動速度が５０ｍｍ／ｍｉｎ以下のときには、再度実施する成形シミュレーションで静止摩擦係数を用いた方が良好な結果となり（シミュレーション結果と実成形結果との誤差が少なくなり）、面圧が６ＭＰａでも摺動速度が５０ｍｍ／ｍｉｎよりも大きくなると、再度実施する成形シミュレーションで動摩擦係数を用いた方が良好な結果となる。
また、最初の成形シミュレーションで算出した面圧が７ＭＰａで、摺動速度が４０〜６０ｍｍ／ｍｉｎのときの結果（Ｎｏ１０〜Ｎｏ１３，Ｎｏ２８，Ｎｏ２９）も同様であり、面圧が７ＭＰａで摺動速度が５０ｍｍ／ｍｉｎ以下のときには、再度実施する成形シミュレーションで静止摩擦係数を用いた方が良好な結果となり、面圧が７ＭＰａでも摺動速度が５０ｍｍ／ｍｉｎよりも大きくなると、再度実施する成形シミュレーションで動摩擦係数を用いた方が良好な結果となる。
一方、最初の成形シミュレーションで算出した面圧が８ＭＰａで、摺動速度が４０〜６０ｍｍ／ｍｉｎのときの結果（Ｎｏ３０〜Ｎｏ３５）になると、摺動速度が５０ｍｍ／ｍｉｎ以下のときでも、再度実施する成形シミュレーションで動摩擦係数を用いた方が良好な結果となる。すなわち、面圧が８ＭＰａになると、摺動速度の大小にかかわらず、再度実施する成形シミュレーションで動摩擦係数を用いた方が良好な結果となる。
以上のような結果から、結論として、面圧が７ＭＰａで、かつ摺動速度が５０ｍｍ／ｍｉｎとなる条件に、選択する摩擦係数の如何により成形シミュレーションの結果が変わる特異点が存在しているのがわかる。すなわち、発明例の結果を得るための条件としているように、面圧が７ＭＰａ以下で、かつ摺動速度が５０ｍｍ／ｍｉｎ以下のときに、再度実施する成形シミュレーションで静止摩擦係数を用いた方が良好な結果を得ることができる。
なお、他の結果（Ｎｏ１５〜Ｎｏ１８，Ｎｏ２０，Ｎｏ２１）でも、面圧が７ＭＰａ以下で、かつ摺動速度が５０ｍｍ／ｍｉｎ以下となる条件を満たす限り、再度実施する成形シミュレーションで静止摩擦係数を用いることで良好な結果となる。
以上のような関係は図１３のように示すことができる。図１３に示すように、面圧が７ＭＰａ以下で、かつ摺動速度が５０ｍｍ／ｍｉｎ以下の場合には、再度実施する成形シミュレーションで静止摩擦係数を用いた方が良好な結果となり、それ以外の場合には、再度実施する成形シミュレーションで動摩擦係数を用いた方が良好な結果となる。
以上のような関係は図１３のように示すことができる。図１３に示すように、面圧が７ＭＰａ以下で、かつ摺動速度が５０ｍｍ／ｍｉｎ以下の場合には、再度実施する成形シミュレーションで静止摩擦係数を用いた方が良好な結果となり、それ以外の場合には、再度実施する成形シミュレーションで動摩擦係数を用いた方が良好な結果となる。
（実施例２）
実施例２では、鋼材Ｃを対象とし、図１４に示すような車体のフェンダーモデルパネルについて、プレス成形試験（実試験）及び成形シミュレーションを行った。鋼材Ｃの鋼種、成分及び寸法等は、合金化溶融亜鉛めっき鋼板（軟質鋼板）、板厚０．７ｍｍ、降伏強度１６８ＭＰａ、引張強度３２２ＭＰａ、伸び４９％、平均γ値１．６、表面のめっき付着量４２ｇ／ｍ２及び裏面のめっき付着量４３ｇ／ｍ２等となっている。
実施例２では、鋼材Ｃを対象とし、図１４に示すような車体のフェンダーモデルパネルについて、プレス成形試験（実試験）及び成形シミュレーションを行った。鋼材Ｃの鋼種、成分及び寸法等は、合金化溶融亜鉛めっき鋼板（軟質鋼板）、板厚０．７ｍｍ、降伏強度１６８ＭＰａ、引張強度３２２ＭＰａ、伸び４９％、平均γ値１．６、表面のめっき付着量４２ｇ／ｍ２及び裏面のめっき付着量４３ｇ／ｍ２等となっている。
プレス成形試験として、図１４（ａ）に示す車体のフェンダーモデルパネルのビード通過部、図１４（ｂ）に示す車体のフェンダーモデルパネルのパンチ肩部、それぞれについて、プレス割れ状態が変化するように、クッション圧（しわ押え荷重）及びパンチ移動速度（成形速度）を調整して、実プレスを実施した。これに対応して、成形シミュレーションでは、実プレス品と同様な破断状態（プレス割れ状態）となるように、しわ押え荷重、パンチ移動速度及びビード張力設定値を変化させている。
以上の条件下で、プレス成形試験（実試験）及び成形シミュレーションを実施し、次のような結果を得た。図１５及び図１６はその結果を示す。
図１５及び図１６に示すように、最初（１回目）の成形シミュレーションの結果、ビード通過部では、面圧が３０〜１９５ＭＰａとなり、摺動速度は５００〜２５００ｍｍ／ｍｉｎとなる演算結果を得た。また、パンチ肩部では、面圧は５〜２５ＭＰａとなり、摺動速度１００〜５００ｍｍ／ｍｉｎとなる演算結果を得た。
図１５及び図１６に示すように、最初（１回目）の成形シミュレーションの結果、ビード通過部では、面圧が３０〜１９５ＭＰａとなり、摺動速度は５００〜２５００ｍｍ／ｍｉｎとなる演算結果を得た。また、パンチ肩部では、面圧は５〜２５ＭＰａとなり、摺動速度１００〜５００ｍｍ／ｍｉｎとなる演算結果を得た。
発明例では、これらの最初のシミュレーションで算出した面圧や摺動速度の条件下で摺動試験により摩擦係数を得て、その摩擦係数を用いて、再度成形シミュレーションを行った。なお、最初のシミュレーションの結果のいずれも、面圧が７ＭＰａ以下で、かつ摺動速度が５０ｍｍ／ｍｉｎ以下となる条件を満たさないことから、摺動試験で得た動摩擦係数を用いて、再度成形シミュレーションを行った（Ｎｏ１０４，Ｎｏ１０５，Ｎｏ１１１〜Ｎｏ１１５，Ｎｏ１１８，Ｎｏ１２０，Ｎｏ１２１，Ｎｏ１２３）。
また、比較例では、最初のシミュレーションで算出した面圧や摺動速度とは異なる値を用いて摺動試験により摩擦係数を得て、その摩擦係数を用いて再度成形シミュレーションを行った（Ｎｏ１０１〜Ｎｏ１０３，Ｎｏ１０６〜Ｎｏ１１０，Ｎｏ１１６，Ｎｏ１１７，Ｎｏ１１９，Ｎｏ１２２，Ｎｏ１２４）。
また、摺動試験を前記図３に示した摺動試験装置１０を用いて行い、摩擦係数を測定した。このとき、ビード通過部を評価するための摺動試験では、該ビード通過部に対応した工具長Ｌ（２ｍｍ≦Ｌ≦１０ｍｍ）を用いており、パンチ肩部を評価するための摺動試験では、該パンチ肩部に対応した工具長Ｌ（２０ｍｍ≦Ｌ≦７０ｍｍ）を用いている。
また、摺動試験を前記図３に示した摺動試験装置１０を用いて行い、摩擦係数を測定した。このとき、ビード通過部を評価するための摺動試験では、該ビード通過部に対応した工具長Ｌ（２ｍｍ≦Ｌ≦１０ｍｍ）を用いており、パンチ肩部を評価するための摺動試験では、該パンチ肩部に対応した工具長Ｌ（２０ｍｍ≦Ｌ≦７０ｍｍ）を用いている。
図１５及び図１６に示すように、発明例の結果（ＣＡＥ結果）がプレス割れとなることを示す場合、実プレス結果でも、プレス割れが発生しており、発明例の結果と実プレス結果とが整合する結果となった。これに対して、比較例の結果（ＣＡＥ結果）がプレス割れとならないことを示す場合に、実プレス結果ではプレス割れが発生しており、比較例の結果と実プレス結果とが整合しない結果となった。
１ 成形シミュレーション（パーソナルコンピュータ）、１０ 摺動試験装置、１１，１２ 金型
Claims (4)
- 金型によりプレス成形される鋼材の成形状態を、少なくとも前記鋼材と前記金型との摩擦係数を用いて有限要素法で構築された成形シミュレーションにより推定するプレス成形状態推定方法において、
所定の摩擦係数を用いて前記成形シミュレーションを実施して、前記有限要素法の各節点について、成形過程における前記金型に対する前記鋼材の移動速度及び前記金型から前記鋼材が受ける面圧を算出し、
前記鋼材の所定部位について、前記面圧を算出するとともに、前記鋼材の移動速度を基に前記鋼材と前記金型との摺動速度を算出し、
算出した前記面圧及び摺動速度を満たす条件下で摺動試験装置を用いて摺動試験を行い、摩擦係数を取得し、
取得した摩擦係数を用いて再度成形シミュレーションを実施して、前記鋼材の成形状態を推定することを特徴とするプレス成形状態推定方法。 - 前記再度実施する成形シミュレーションでは、前記鋼材の所定部位について算出した前記面圧及び摺動速度に応じて、前記摺動試験装置で得られる静止摩擦係数又は動摩擦係数を用いて、前記鋼材の成形状態を推定することを特徴とする請求項１に記載のプレス成形状態推定方法。
- 前記鋼材の所定部位について算出した前記面圧が７ＭＰａ以下であり、かつ前記摺動速度が５０ｍｍ／ｍｉｎ以下の場合、前記再度実施する成形シミュレーションでは、前記摺動試験装置で得られる静止摩擦係数を用いて、前記鋼材の成形状態を推定することを特徴とする請求項２に記載のプレス成形状態推定方法。
- 有限要素法で構築された成形シミュレーションにより金型によりプレス成形される鋼材の成形状態を推定する場合に該成形シミュレーションで用いる前記鋼材と前記金型との摩擦係数を取得する成形シミュレーション用の摩擦係数取得方法において、
所定の摩擦係数を用いて成形シミュレーションを実施して算出される、前記有限要素法の各節点についての前記金型から前記鋼材が受ける面圧及び前記鋼材と前記金型との摺動速度のうち、前記鋼材の所定部位の前記面圧及び摺動速度を取得し、
その取得した前記面圧及び摺動速度を満たす条件下で摺動試験装置を用いて摺動試験を行い、摩擦係数を取得しており、
その後実施する成形シミュレーションでは、前記取得した摩擦係数を用いて成形シミュレーションを実施して、前記鋼材の成形状態を推定することを特徴とする成形シミュレーション用の摩擦係数取得方法。
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