JP2021071738A - Press molding simulation method - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、プレス成形シミュレーション方法に関し、特に、剛体シェル要素でモデル化した金型モデルを用いて、縮みフランジ成形及び／又は伸びフランジ成形されるフランジ部を有する断面ハット形状のプレス成形品のプレス成形シミュレーション方法に関する。 The present invention relates to a press molding simulation method, in particular, using a mold model modeled with a rigid shell element, a press of a press-molded product having a cross-section hat shape having a flange portion to be shrink-flange-molded and / or stretch-flange-molded. Regarding molding simulation method.
自動車部品や電化製品の筐体の多くは、プレス成形により製造される。プレス成形とは、その対象物である金属板（ブランク）に金型を押し付けることにより、金型の形状をブランクに転写して加工を行うことである。金属板のプレス成形では、割れやしわといった成形不良の問題と、スプリングバックによる寸法精度不良の問題がある。特に、自動車の骨格部品に関しては、高強度化・薄肉化を目的とした高張力鋼板の適用により上記の問題はますます顕著になる傾向にある。このため、プレス成形前に有限要素法によるプレス成形シミュレーションを実施し、事前に成形不良や寸法精度不良を予測し、対策することが必要不可欠となっている。 Many housings for automobile parts and electrical appliances are manufactured by press molding. Press molding is the process of transferring the shape of a die to a blank by pressing the die against the metal plate (blank) that is the object. In press molding of a metal plate, there are problems of molding defects such as cracks and wrinkles, and problems of dimensional accuracy defects due to springback. In particular, with regard to automobile frame parts, the above problems tend to become more prominent due to the application of high-strength steel plates for the purpose of increasing strength and thinning. For this reason, it is indispensable to carry out a press molding simulation by the finite element method before press molding, predict molding defects and dimensional accuracy defects in advance, and take countermeasures.
一般的に、有限要素法によるプレス成形シミュレーションでは、計算時間短縮の目的で、金型のブランクに接する表面のみを剛体として扱い、シェル要素でモデル化してプレス成形解析を実施している。しかし、実際のプレス成形では、金型はブランクから反力を受け、弾性変形（場合によっては塑性変形）を伴い形状を変えながらブランクを成形していく。この金型の変形は、ブランクとの接触状態を変化させ、プレス成形中におけるブランクの金型内への流入量（移動量）や下死点におけるプレス成形品の応力に大きな影響を及ぼす。 Generally, in the press molding simulation by the finite element method, only the surface in contact with the blank of the die is treated as a rigid body for the purpose of shortening the calculation time, and the press molding analysis is performed by modeling with the shell element. However, in actual press molding, the mold receives a reaction force from the blank and forms the blank while changing its shape with elastic deformation (in some cases, plastic deformation). This deformation of the die changes the contact state with the blank, and has a great influence on the amount of inflow (movement amount) of the blank into the die during press molding and the stress of the press-molded product at bottom dead center.
有限要素法によるプレス成形シミュレーションにおいて金型の変形を模擬する方法として、金型を変形体、つまり弾性体や弾塑性体として定義し、ソリッド要素を用いてモデル化する方法がある。
例えば、特許文献１には、金属板（以下、ブランク）に接するパンチやダイ、ブランクホルダのみならず、それら金型が設置されたスライドやボルスターなど広範囲にわたり弾性体ソリッド要素としてモデル化する方法が開示されている。当該方法によれば、金型全体の弾性変形に起因するたわみを再現でき、実際のプレス成形においてプレス機に生じる現象をより忠実に再現できるとされている。
また、非特許文献１には、ブランクに接する金型において、ブランクと接触する金型の表面近傍のみを弾性体および弾塑性体としてソリッド要素を適用する簡易的な方法が開示されている。
As a method of simulating the deformation of the mold in the press molding simulation by the finite element method, there is a method of defining the mold as a deformed body, that is, an elastic body or an elasto-plastic body, and modeling using a solid element.
For example,
Further,
しかしながら、特許文献１に開示されている方法は、プレス機内の金型に対し、広範囲な部分をソリッド要素としてモデル化するため、剛体シェル要素でモデル化した金型モデルによるプレス成形シミュレーションと比べると莫大な計算時間と計算コストを要し、現実的ではない。
また、特許文献２に開示されている方法は、ソリッド要素としてモデル化する範囲を金型表面に制限することで、特許文献１と比べ計算コストは飛躍的に低減できるものの、剛体シェル要素でモデル化した金型モデルによるプレス成形シミュレーションと比べて数倍の計算時間を要していた。
However, since the method disclosed in
Further, in the method disclosed in Patent Document 2, the calculation cost can be dramatically reduced as compared with
本発明はかかる問題点を解決するためになされたものであり、剛体シェル要素でモデル化した金型モデルを用いて断面ハット形状のプレス成形品のプレス成形をシミュレートするに際し、前記プレス成形品のプレス成形時における金型の変形を模擬するプレス成形シミュレーション方法を提供することを目的とする。 The present invention has been made to solve such a problem, and when simulating the press molding of a press-molded product having a hat-shaped cross section by using a die model modeled by a rigid shell element, the press-molded product It is an object of the present invention to provide a press molding simulation method for simulating the deformation of a mold during press molding.
（１）本発明に係るプレス成形シミュレーション方法は、ダイとパンチとブランクホルダとを備えてなる金型のそれぞれが剛体シェル要素でモデル化された金型モデルを用いて、縮みフランジ成形される縮みフランジ部及び／又は伸びフランジ成形される伸びフランジ部を有する断面ハット形状のプレス成形品のプレス成形をシミュレートするものであって、前記ダイをモデル化したダイモデル及び／又は前記ブランクホルダをモデル化したブランクホルダモデルに対し、プレス方向と該プレス方向に直交し前記金型モデルの重心を含む平面における任意の直交２軸方向との３軸周りの回転運動と、前記直交２軸方向の並進運動と、を拘束する拘束条件を与えて前記プレス成形品のプレス成形解析を行い、該プレス成形品の成形下死点において前記ダイモデル及び／又は前記ブランクホルダモデルに作用する面圧分布を求める第１成形解析ステップと、前記求めた面圧分布に基づいて、前記平面内において前記ダイモデル及び／又は前記ブランクホルダモデルに作用する回転モーメントが最大となる軸を求め、前記平面内において前記求めた軸となす鋭角側の角度が30°以内となる軸を、前記ダイモデル及び／又はブランクホルダモデルの回転運動を許容する回転許容軸とする回転許容軸決定ステップと、前記回転許容軸周りの回転を許容する拘束条件を前記ダイモデル及び／又はブランクホルダモデルに与え、前記プレス成形品のプレス成形解析を行う第２成形解析ステップと、を備え、該第２成形解析ステップは、前記ブランクからの反力により前記ダイモデル及び／又は前記ブランクホルダモデルが前記回転許容軸周りに回転することで、前記金型を用いた前記プレス成形品のプレス成形において前記縮みフランジ部及び／又は前記伸びフランジ部に接触する前記ダイ及び／又はブランクホルダの変形を模擬することを特徴とするものである。 (1) In the press molding simulation method according to the present invention, each of the molds including a die, a punch, and a blank holder is shrunk and flanged by using a mold model modeled by a rigid shell element. It simulates the press molding of a press-molded product having a hat-shaped cross section having a flange portion and / or an stretch flange portion to be formed by a stretch flange, and models a die model and / or the blank holder that models the die. With respect to the blank holder model, the rotational movement around three axes of the press direction and any orthogonal biaxial direction in the plane including the center of gravity of the mold model perpendicular to the press direction and translation in the orthogonal biaxial direction. The press molding analysis of the press-molded product is performed by giving a restraining condition that restrains the motion, and the surface pressure distribution acting on the die model and / or the blank holder model at the bottom dead point of the press-molded product is obtained. Based on the first molding analysis step and the obtained surface pressure distribution, the axis that maximizes the rotational moment acting on the die model and / or the blank holder model in the plane is obtained, and the determination is made in the plane. The rotation allowable axis determination step and the rotation allowable axis around the axis that allows the rotation movement of the die model and / or the blank holder model as the axis whose sharp angle side angle is within 30 °. The die model and / or the blank holder model is provided with a restraint condition that allows rotation, and a second molding analysis step of performing a press molding analysis of the press molded product is provided, and the second molding analysis step is performed from the blank. By rotating the die model and / or the blank holder model around the allowable rotation axis due to the reaction force of the above, the shrinking flange portion and / or the extension flange is formed in the press molding of the press-molded product using the mold. It is characterized in that the deformation of the die and / or the blank holder that comes into contact with the portion is simulated.
本発明によれば、剛体シェル要素でモデル化した金型モデルを用いて縮みフランジ部及び／又は伸びフランジ部を有する断面ハット形状のプレス成形品のプレス成形解析において、縮みフランジ部及び／又は伸びフランジ部に接触するダイ及び／又はブランクホルダの変形を回転運動の許容に置き換えて模擬することにより、プレス成形解析においてブランクからの反力に起因するダイモデル及び／又はブランクホルダモデルに作用する面圧を分散し、前記縮みフランジ部及び前記伸びフランジ部におけるブランクの流入量の解析精度を向上し、前記縮みフランジ部におけるしわ及び前記伸びフランジ部における割れといった成形不良や、前記プレス成形品のスプリングバックといった寸法精度不良を高効率かつ高精度に予測することができる。 According to the present invention, in the press molding analysis of a press-formed product having a shrink flange portion and / or a stretch flange portion and a cross-section hat shape using a mold model modeled by a rigid shell element, the shrink flange portion and / or the elongation By simulating the deformation of the die and / or blank holder in contact with the flange by replacing it with the allowable rotational movement, the surface acting on the die model and / or blank holder model due to the reaction force from the blank in the press forming analysis. The pressure is dispersed to improve the analysis accuracy of the inflow amount of the blank in the contracted flange portion and the stretched flange portion, molding defects such as wrinkles in the contracted flange portion and cracks in the stretched flange portion, and springs of the press-formed product. It is possible to predict dimensional accuracy defects such as backing with high efficiency and high accuracy.
本発明の実施の形態に係るプレス成形シミュレーション方法を説明するに先だって、本発明に至った経緯として、本発明で成形対象とするプレス成形品と、該プレス成形品をプレス成形する際における金型変形の影響について説明する。 Prior to explaining the press molding simulation method according to the embodiment of the present invention, as a background to the present invention, a press-molded product to be molded in the present invention and a mold for press-molding the press-molded product. The effect of deformation will be described.
＜本発明に至った経緯＞
金型を用いた金属板からなるブランクのプレス成形において、該金型の変形の影響が顕著に現れる一例として図２に示すような、平面視において長手方向に沿って湾曲し、天板部３と縦壁部５とフランジ部７とを有してなる断面ハット形状のプレス成形品１をドロー成形によりプレス成形する場合を考える。
<Background to the present invention>
In the press molding of a blank made of a metal plate using a mold, as shown in FIG. 2 as an example in which the influence of the deformation of the mold appears remarkably, the
図３に、プレス成形品１のプレス成形に供する金型１１の一例を示す。金型１１は、上型としてダイ１３を、下型としてパンチ１５とブランクホルダ１７を備えてなる。
FIG. 3 shows an example of a die 11 used for press molding of the press-molded
図４に、プレス成形品１のプレス成形過程における金型１１とブランク１９の断面図を示す。成形初期（図４（ａ）〜（ｂ））において、ブランクホルダ１７に対して上方（Z軸方向上向き）に一定の荷重をかけた状態で、ダイ１３とブランクホルダ１７とでブランク１９の端部を挟圧する。そして、ブランク１９を挟圧した状態のままダイ１３とブランクホルダ１７をパンチ１５に向けて相対移動（図４においては下降）させることで、ブランク１９は断面ハット形状のプレス成形品１にプレス成形される。
FIG. 4 shows a cross-sectional view of the die 11 and the blank 19 in the press molding process of the press molded
このような過程でプレス成形されたプレス成形品１においては、図５に示すように、湾曲外側のフランジ部７は縮みフランジ変形を受けて成形されるために板厚が増加するのに対し、湾曲内側のフランジ部７は伸びフランジ変形を受けて成形されるために板厚が減少する。このようなプレス成形品１における不均一な板厚の変化は、ダイ１３とブランク１９との間及びブランクホルダ１７とブランク１９との間の接触状態に大きな影響を及ぼす。なお、本願において、湾曲外側のフランジ部７を縮みフランジ部７ａと、湾曲内側のフランジ部７を伸びフランジ部７ｂと表記する。
In the press-molded
有限要素法によるプレス成形解析においては、通常、プレス成形に供する金型１１におけるブランク１９に接する表面のみを剛体シェル要素でモデル化した金型モデルが用いられる。さらに、計算を安定化させるため、金型モデルの運動を制限する拘束条件を与える。ここで、金型モデルの運動とは、プレス方向以外の並進運動と、プレス方向及びこれに直交する平面内の直交２軸方向の各軸周りの回転運動である。
In the press molding analysis by the finite element method, a mold model in which only the surface of the
通常のプレス成形解析における金型モデルの拘束条件の具体例として、図３及び図４に示すプレス成形品１のドロー成形に供する金型１１のダイ１３、パンチ１５及びブランクホルダ１７のそれぞれを、図７に示すように剛体シェル要素でモデル化したダイモデル２３、パンチモデル２５及びブランクホルダモデル２７とを備えてなる金型モデル２１について説明する。
As a specific example of the restraint conditions of the mold model in the normal press molding analysis, each of the die 13, the
成形対象とするプレス成形品１の長手方向をX軸方向、幅方向をY軸方向、プレス方向をZ軸方向とする。このとき、プレス成形解析における金型モデル２１の拘束条件として、パンチモデル２５については３つの軸方向の並進運動と３つの軸周りの回転運動を拘束し、ダイモデル２３とブランクホルダモデル２７についてはX軸方向及びY軸方向の並進運動と３つの軸周りの回転運動を拘束する。
つまり、プレス成形中において、パンチモデル２５については固定し、ダイモデル２３とブランクホルダモデル２７についてはプレス方向（Z軸方向）のみの並進運動を許容する拘束条件を与える。
The longitudinal direction of the press-molded
That is, during press molding, the
このような拘束条件を与えてプレス成形解析を行うと、プレス成形品１（図２）における湾曲外側の縮みフランジ部７ａはブランクよりも板厚が増加するため、金型モデル２１（図７、ダイモデル２３及びブランクホルダモデル２７）と強く接触し、ダイモデル２３及びブランクホルダモデル２７に作用する面圧が集中する。
When the press molding analysis is performed under such a restraint condition, the thickness of the curved outer shrinking
これに対し、プレス成形品１（図２）における湾曲内側の伸びフランジ部７ｂはブランクよりも板厚が減少するため、図７のブランクとダイモデル２３及びブランクホルダモデル２７との間に隙間が開いた状態となって接触が弱くなり、ダイモデル２３及びブランクホルダモデル２７に作用する面圧が低くなる。
On the other hand, in the press-molded product 1 (FIG. 2), the
そして、ダイモデル２３及びブランクホルダモデル２７に作用する面圧の違いにより、プレス成形過程においてフランジ部７の流入に対する金型モデル２１から受ける摩擦抵抗は、湾曲内側となる伸びフランジ部７ｂより湾曲外側の縮みフランジ部７ａの方が強くなり、流入のバランスが崩れると考えられる。
Due to the difference in surface pressure acting on the
しかし、実際のプレス成形では、ブランク１９（成形下死点においてはプレス成形品１）から受ける反力によりフランジ部７を成形するダイ１３及びブランクホルダ１７が変形し、ダイ１３及びブランクホルダ１７に作用する面圧はある程度分散すると考えられる。
そのため、剛体としてモデル化した金型モデル２１によるプレス成形解析では、実際のプレス成形過程における金型１１の変形を考慮できないためにブランクとの接触状態を再現できず、縮みフランジ部７ａ及び伸びフランジ部７ｂにおけるブランクの動き（ブランクの流入量）の予測結果は実際のプレス成形品１と一致しなくなる。その結果、剛体でモデル化した金型モデル２１によるプレス成形解析では、実際のプレス成形品１に生じる割れやしわ、さらには、離型後におけるスプリングバックを高精度に予測することができない。
However, in actual press molding, the
Therefore, in the press molding analysis by the
有限要素法によるプレス成形解析において金型変形を考慮する手法としては、前掲した非特許文献１に示されているように、金型を弾性体（又は弾塑性体）とする弾性体ソリッド要素でモデル化した金型モデルを用いる方法がある。
As a method for considering mold deformation in press molding analysis by the finite element method, as shown in
しかしながら、前述したとおり、ソリッド要素によるシミュレーションは、剛体シェル要素でモデル化した場合と比べると計算時間は数倍〜数十倍を要し、また計算コストも多大なものとなる。そのため、実際の生産現場において生産するプレス成形品ごとに、弾性体ソリッド要素でモデル化した金型モデルを用いてプレス成形解析を行うことは現実的ではない。 However, as described above, the simulation using the solid element requires several times to several tens of times the calculation time as compared with the case of modeling with the rigid shell element, and the calculation cost is also large. Therefore, it is not realistic to perform press molding analysis using a die model modeled with an elastic solid element for each press molded product produced at an actual production site.
そこで発明者らは、計算時間を短縮し計算コストを低減する剛体シェル要素を用いて高精度な解析結果を得るための手法について鋭意検討を重ねた。その結果、プレス成形解析における金型モデルの拘束方法を工夫することで、プレス成形過程におけるブランクからの反力によって生じる金型の変形を模擬できることを見出した。 Therefore, the inventors have made extensive studies on a method for obtaining highly accurate analysis results using a rigid shell element that shortens the calculation time and reduces the calculation cost. As a result, it was found that the deformation of the mold caused by the reaction force from the blank in the press molding process can be simulated by devising the method of restraining the mold model in the press molding analysis.
図５に示すような湾曲した断面ハット形状のプレス成形品１のドロー成形において、板厚が増加する湾曲外側の縮みフランジ部７ａは、金型に力（反力）を作用させる。ここで、図４に示すようにプレス方向をZ軸方向とし、パンチ１５からダイ１３に向かう方向を正とする。
In the draw molding of the press-molded
この場合、図６に示すように、ダイ１３は＋Z軸方向に、ブランクホルダ１７は-Z軸方向に反力を受ける。そして、この反力により、ダイ１３とブランクホルダ１７はそれぞれ、回転軸を同一として向きの異なる回転モーメントが生じる。
In this case, as shown in FIG. 6, the
そこで、プレス成形解析においても金型モデル２１（図７）のダイモデル２３とブランクホルダモデル２７がブランクからの反力に起因して回転モーメントを受けた場合には回転運動を許容するように金型モデル２１の拘束条件を変更することで、金型１１の変形を模擬することに想到した。
Therefore, even in the press molding analysis, when the
そして、金型モデル２１が回転することで、プレス成形品１の縮みフランジ部７ａのように板厚が増加する部位におけるブランクとダイモデル２３及びブランクホルダモデル２７との強接触を低減し、ダイモデル２３及びブランクホルダモデル２７に作用する面圧を分散させることができると考えた。
Then, the rotation of the
さらに、金型モデル２１の回転運動を許容してプレス成形解析を行うには、その回転運動を許容する軸を決定する必要がある。これに関しても検討をすすめた結果、金型モデル２１が受ける回転モーメントが最大となる軸を回転運動を許容する軸とすればよいという知見が得られた。
本発明は、上記知見に基づいてなされたものであり、以下、本発明の実施の形態に係るプレス成形シミュレーション方法について説明する。
Further, in order to allow the rotational movement of the
The present invention has been made based on the above findings, and the press molding simulation method according to the embodiment of the present invention will be described below.
＜プレス成形シミュレーション方法＞
本発明の実施の形態に係るプレス成形シミュレーション方法は、図３に一例として示すようなダイ１３とパンチ１５とブランクホルダ１７とを備えてなる金型１１のそれぞれが、図７に示すように剛体シェル要素でモデル化された金型モデル２１を用いて、断面ハット形状のプレス成形品１のプレス成形解析を行うものであって、図１に示すように、第１成形解析ステップＳ１と、回転許容軸決定ステップＳ３と、第２成形解析ステップＳ５と、を備えたものである。以下、上記各ステップについて説明する。
<Press molding simulation method>
In the press molding simulation method according to the embodiment of the present invention, each of the dies 11 including the
≪第１成形解析ステップ≫
第１成形解析ステップＳ１は、図３に例示するようなダイ１３とパンチ１５とブランクホルダ１７のそれぞれが、図７に示すような剛体シェル要素でモデル化されたダイモデル２３とパンチモデル２５とブランクホルダモデル２７とを備えた金型モデル２１を、X軸方向とY軸方向の並進運動を拘束しプレス方向（Z軸方向）と該プレス方向に直交する平面における任意の直交２軸方向（X軸方向及びY軸方向）との３軸周りの回転運動を拘束してプレス成形品１のプレス成形解析を行い、プレス成形品１の成形下死点においてダイモデル２３及び／又はブランクホルダモデル２７に作用する面圧分布を求めるステップである。
≪First molding analysis step≫
In the first molding analysis step S1, each of the die 13, the
ここで、プレス方向に直交する平面は、金型モデル２１の重心Gを含むように設定する。また、第１成形解析ステップＳ１におけるプレス成形解析は、重心Gを原点とするX軸（プレス成形品１の長手方向）、Y軸（幅方向）及びZ軸（プレス方向）からなる座標系で行うものとする。
Here, the plane orthogonal to the pressing direction is set so as to include the center of gravity G of the
そして、直交する平面における直交２軸方向は、図９に示すように長手方向（X軸方向）と幅方向（Y軸方向）に制限されるものではなく、当該平面において重心Gを原点として直交する２軸方向であれば、その取り方は任意である。 As shown in FIG. 9, the orthogonal biaxial directions in the orthogonal planes are not limited to the longitudinal direction (X-axis direction) and the width direction (Y-axis direction), and are orthogonal with the center of gravity G as the origin in the plane. If it is in the biaxial direction, the method of taking it is arbitrary.
また、第１成形解析ステップＳ１は、ダイモデル２３とブランクホルダモデル２７の双方について成形下死点における面圧分布を求めるものに限定するものではなく、後述するように、ダイモデル２３又はブランクホルダモデル２７のいずれか一方のみについて、成形下死点における面圧分布を求めるものであってもよい。
Further, the first molding analysis step S1 is not limited to obtaining the surface pressure distribution at the bottom dead center of molding for both the
≪回転許容軸決定ステップ≫
回転許容軸決定ステップＳ３は、第１成形解析ステップＳ１において求めた面圧分布に基づいて、図８及び図９に示すように、プレス方向に直交する平面内においてダイモデル２３及びブランクホルダモデル２７に作用する回転モーメントが最大となるモーメント最大軸を求め、前記平面内において前記求めたモーメント最大軸となす鋭角側の角度が30°以内となる軸を回転許容軸として決定するステップである。
≪Rotation allowable axis determination step≫
In the rotation allowable axis determination step S3, the
回転許容軸を決定する具体的な方法を、図８に基づいて説明する。
図８は、金型モデル２１をプレス方向（Z軸方向）から見たXY平面図であり、金型モデル２１の重心をG、ブランクからの反力による力点をPとする。
A specific method for determining the rotation allowable axis will be described with reference to FIG.
FIG. 8 is an XY plan view of the
ブランクからの反力とは、第１成形解析ステップＳ１において求めたダイモデル２３及び／又はブランクホルダモデル２７に作用する面圧に起因するものである。そこで、力点Pは、第１成形解析ステップＳ１において求めたダイモデル２３及び／又はブランクホルダモデル２７に作用する面圧の最大値を含む領域の中央とする。
The reaction force from the blank is due to the surface pressure acting on the
ブランクからの反力が力点Pに作用したときのダイモデル２３及びブランクホルダモデル２７の回転モーメントは、前記平面内において該回転モーメントを与える軸の取り方により異なる。そして、力点Pと重心Gとを結ぶ直線を回転モーメントを与える軸とした場合にはダイモデル２３及びブランクホルダモデル２７の回転モーメントは最小となって最も回転しにくくなり、力点Pと重心Gとを結ぶ直線に直交する線を軸とした場合には、回転モーメントは最大となり最も回転し易くなる。
そこで、回転許容軸決定ステップＳ３においては、回転モーメントが最大となる軸（モーメント最大軸）を回転許容軸として決定するとよい。
The rotational moments of the
Therefore, in the rotation allowable axis determination step S3, the axis having the maximum rotational moment (moment maximum axis) may be determined as the rotation allowable axis.
もっとも、回転許容軸は、モーメント最大軸と必ずしも一致するように決定することを要するものではない。図８に示すように、プレス方向に直交し重心Gを含む平面において、モーメント最大軸に対し角度差θを有し、かつ金型モデル２１の重心Gを通る直線を回転許容軸とする場合、θがゼロに近ければダイモデル２３及びブランクホルダモデル２７は回転し易い。これに対し、前記平面においてモーメント最大軸との角度差θが増加して90°、つまり回転許容軸がモーメント最小軸に近くなるとダイモデル２３及びブランクホルダモデル２７は回転しにくくなる。
However, the rotation allowable axis does not necessarily have to be determined so as to coincide with the maximum moment axis. As shown in FIG. 8, when a straight line having an angle difference θ with respect to the maximum moment axis and passing through the center of gravity G of the
そのため、回転許容軸決定ステップＳ３における回転許容軸は、モーメント最大軸との鋭角側の角度差θが30°以内となるように決定する。回転許容軸とモーメント最大軸との角度差θの範囲（＝30°以内）については、後述する実施例にて実証した。 Therefore, the rotation allowable axis in the rotation allowable axis determination step S3 is determined so that the angle difference θ on the acute angle side with the moment maximum axis is within 30 °. The range of the angle difference θ (within 30 °) between the rotation allowable axis and the maximum moment axis was demonstrated in the examples described later.
なお、ダイモデル２３とブランクホルダモデル２７は、プレス成形過程においてはブランクを介してダイモデル２３がブランクホルダモデル２７に力を作用させ、逆に、ブランクホルダモデル２７がダイモデル２３に力を作用させるという関係にある。そのため、ダイモデル２３とブランクホルダモデル２７に生じる回転モーメントは、その向きは反対（図６参照）となるものの、軸は同一となる。
In the
そのため、回転許容軸決定ステップＳ３においては、ダイモデル２３又はブランクホルダモデル２７のいずれか一方のモーメント最大軸を求め、該求めたモーメント最大軸に基づいてダイモデル２３及びブランクホルダモデル２７の双方の回転許容軸を決定すればよい。
Therefore, in the rotation allowable axis determination step S3, the maximum moment axis of either the
≪第２成形解析ステップ≫
第２成形解析ステップＳ５は、回転許容軸決定ステップＳ３において決定した回転許容軸周りの回転を許容する拘束条件をダイモデル２３及びブランクホルダモデル２７に与え、プレス成形品１のプレス成形解析を行うステップである。
≪Second molding analysis step≫
In the second molding analysis step S5, the
そして、第２成形解析ステップＳ５は、ダイモデル２３及びブランクホルダモデル２７の回転運動を許容してプレス成形解析を行うことにより、図３に示すような金型１１を用いたプレス成形品１のプレス成形において縮みフランジ部７ａ及び伸びフランジ部７ｂに接触するダイ１３及びブランクホルダ１７（１７ａ及び１７ｂ）の変形を回転運動の許容に置き換えて模擬する。
Then, in the second molding analysis step S5, the press molding analysis is performed by allowing the rotational movements of the
このように、本実施の形態に係るプレス成形シミュレーション方法においては、パンチモデル２５は固定したままダイモデル２３及びブランクホルダモデル２７に回転運動を許容する拘束条件を与えることにより、実際のプレス成形において金型の表面に生じる金型変形を模擬する。
As described above, in the press forming simulation method according to the present embodiment, in the actual press forming, the
これにより、従来のプレス成形解析では精度低下の要因となっていた板厚増加部（縮みフランジ部７ａ）と金型モデル２１（ダイモデル２３及びブランクホルダモデル２７）との強接触を低減し、面圧が低減する。これに加えて、板厚減少部（伸びフランジ部７ｂ）により金型モデル２１（ダイモデル２３及びブランクホルダモデル２７）に作用する面圧が増加する。
その結果、縮みフランジ部７ａ及び伸びフランジ部７ｂにおけるブランクの流入量を精度良く予測することが可能となり、プレス成形品１の割れやしわの発生といった成形不良を精度良く予測することが可能となる。
As a result, the strong contact between the plate thickness increasing portion (shrinking
As a result, it is possible to accurately predict the inflow amount of the blank in the shrinking
また、ダイモデル２３及びブランクホルダモデル２７の回転運動により実際の金型１１の変形を模擬することでダイ１３及ぶブランクホルダ１７とブランク１９との実際の接触状態を再現し、プレス成形品１の応力分布を精度良く求めることができる。
これにより、成形下死点におけるプレス成形品１の残留応力に起因するスプリングバックといった寸法精度不良を精度良く求めることも可能となる。
Further, by simulating the actual deformation of the die 11 by the rotational movement of the
This makes it possible to accurately obtain dimensional accuracy defects such as springback caused by the residual stress of the press-molded
さらに、本実施の形態に係るプレス成形シミュレーション方法は、剛体シェル要素によりモデル化した金型モデル２１を用いたプレス成形解析であるため、弾性体を模したソリッド要素により金型をモデル化した場合に比べて、計算時間や計算コストに優れる。
さらに、金型モデル２１の拘束条件を変更しても、プレス成形解析の計算コストに影響を及ぼすものではない。したがって、多くの計算時間及び計算コストをかけることなく効率的に精度の良いプレス成形シミュレーションを行うことができる。
Further, since the press molding simulation method according to the present embodiment is a press molding analysis using a
Further, changing the restraint conditions of the
なお、上記の説明は、第２成形解析ステップＳ５においてダイモデル２３とブランクホルダモデル２７の双方について回転運動を許容してプレス成形解析を行うために、ダイモデル２３及びブランクホルダモデル２７のそれぞれに作用する面圧分布を求め（第１成形解析ステップ）、該求めた面圧分布に基づいてダイモデル２３とブランクホルダモデル２７の双方について回転許容軸を決定（回転許容軸決定ステップＳ３）するものであった。
In addition, the above description is given to each of the
もっとも、本発明は、ダイモデル２３又はブランクホルダモデル２７のいずれか一方のみについて回転運動を許容してプレス成形解析を行い、ダイモデル２３又はブランクホルダモデル２７のいずれか一方に作用する面圧分布を求めて回転許容軸を決定するものであってもよい。
However, in the present invention, the press molding analysis is performed by allowing rotational movement only for either the
そして、第２成形解析ステップＳ５においては、ダイモデル２３又はブランクホルダモデル２７の一方は前記回転許容軸周りの回転を許容し、他方はパンチモデル２５と同様に回転運動を拘束してプレス成形解析を行う。
Then, in the second molding analysis step S5, one of the
この場合、板厚が増加する縮みフランジ部７ａによりダイモデル２３及びブランクホルダモデル２７に作用する面圧が低減するとともに、板厚が減少する伸びフランジ部７ｂによりダイモデル２３及びブランクホルダモデル２７に作用する面圧が増加する。その結果、縮みフランジ部７ａ及び伸びフランジ部７ｂにおけるブランクの流入量を精度良く予測することが可能となり、プレス成形品１の成形不良を精度良く予測する。さらに、縮みフランジ部７ａと伸びフランジ部７ｂの成形下死点における応力についても、前述した本実施の形態と同様に精度良く予測することができ、プレス成形品１の寸法精度不良も精度良く予測することができる。
In this case, the shrinking
また、上記の説明では、縮みフランジ成形及び／又は伸びフランジ成形を受けるプレス成形品として、平面視で長手方向に湾曲した断面ハット形状のプレス成形品１を一例として挙げた。もっとも、本発明を適用するプレス成形品はこれに限定されるものではなく、縮みフランジ成形及び／又は伸びフランジ成形を受けて成形される部位を有し、平面視において長手方向に対して非対称な形状である断面ハット形状のプレス成形品であればよい。
Further, in the above description, as an example of a press-molded product that undergoes contraction flange molding and / or expansion flange molding, a press-molded
本発明に係るプレス成形シミュレーション方法による作用効果を検証すべく、プレス成形試験と有限要素法によるプレス成形シミュレーションを行ったので、以下に説明する。 In order to verify the action and effect of the press molding simulation method according to the present invention, a press molding test and a press molding simulation by the finite element method were performed, which will be described below.
本実施例では、図１０に示すように、平面視で長手方向に沿って湾曲する断面ハット形状のプレス成形品１を成形対象とした。
プレス成形に供するブランクの材料は、板厚1.4mmの590MPa級鋼板とした。そして、プレス成形品１の長手方向における全長は370mm、プレス方向における高さは60mm、長手方向に沿った湾曲の曲率半径は1000mmとした。
In this embodiment, as shown in FIG. 10, a press-molded
The blank material used for press forming was a 590 MPa class steel sheet with a thickness of 1.4 mm. The total length of the press-molded
本実施例では、前述した図４に示すように、ダイ１３とパンチ１５とブランクホルダ１７とを備えてなる金型１１を用いて、図１０に示す形状のプレス成形品１のプレス成形試験を行なった。ここで、ブランクホルダ１７（１７ａ、１７ｂ）のクッション荷重は30tonfとした。
In this embodiment, as shown in FIG. 4 described above, a press molding test of the press molded
そして、プレス成形試験により成形したプレス成形品１におけるブランクの流入量を、湾曲外側の縮みフランジ部７ａと湾曲外側の伸びフランジ部７ｂのそれぞれについて評価した。ここで、プレス成形品１におけるブランクの流入量は、ブランク１９をプレス成形品１にプレス成形する過程におけるブランク１９における縮みフランジ部７ａ及び伸びフランジ部７ｂのそれぞれに相当する部位の幅方向（Y軸方向）の移動量として求めた。
Then, the inflow amount of the blank in the press-molded
本実施例では、前述した本発明の実施の形態に係るプレス成形シミュレーション方法によりプレス成形品１をシミュレートしたものを本発明例とした。ここで、プレス成形品１のプレス成形解析には、LSTC社製の有限要素ソフトウェアLS-DYNA（ver.971）を用いた。また、プレス成形品１の長手方向をX軸方向、幅方向をY軸方向、プレス方向をZ軸方向とした。
In this embodiment, a press-molded
本発明例に係るプレス成形シミュレーションにおいては、図７に示すとおり、まず、第１成形解析ステップとして、剛体シェル要素でモデル化したダイモデル２３とパンチモデル２５とブランクホルダモデル２７を備えてなる金型モデル２１を用い、X軸方向及びY軸方向の並進運動とX軸方向、Y軸方向及びZ軸方向の３軸周りの回転運動を全て拘束する拘束条件を与えてプレス成形品１のプレス成形解析を行い、成形下死点においてブランクホルダモデル２７がプレス成形品１から受けるプレス方向（+Z軸方向）の面圧分布を求めた。
In the press molding simulation according to the example of the present invention, as shown in FIG. 7, first, as the first molding analysis step, a
図１１に、成形下死点においてブランクホルダモデル２７が受けるプレス方向の面圧分布を示す。図１１より、湾曲の外側である縮みフランジ部７ａは板厚が増加するため、縮みフランジ部７ａに接触するブランクホルダモデル２７ａにおいては湾曲の中央に面圧が集中した。
FIG. 11 shows the surface pressure distribution in the press direction received by the
次に、回転許容軸決定ステップとして、前述の第１成形解析ステップで求めた面圧分布に基づいてブランクホルダモデルに作用する力点Pとモーメント最大軸を求め（図８）、該モーメント最大軸となす鋭角側の角度差θを有する回転許容軸を決定した。 Next, as the rotation allowable axis determination step, the acute angle P and the maximum moment axis acting on the blank holder model are obtained based on the surface pressure distribution obtained in the first molding analysis step described above (FIG. 8), and the maximum moment axis is used. The rotation allowable axis having the angle difference θ on the acute angle side was determined.
本実施例で成形対象としたプレス成形品１は、Y軸に対して対称な形状であるため、力点Pと重心Gを結ぶ直線はY軸と一致した。すなわち、モーメント最小軸はY軸となり、モーメント最小軸と直交するモーメント最大軸は、プレス方向に直交する平面内においてY軸と直交するX軸となる。
Since the press-molded
そのため、プレス方向に直交する平面内においてモーメント最大軸（X軸）となす鋭角側の角度差θを有する回転許容軸を決定した。ここで、回転許容軸とモーメント最大軸となす角度差θは、0°、30°、45°の３条件とした。 Therefore, a rotation allowable axis having an acute angle difference θ with the maximum moment axis (X axis) in a plane orthogonal to the press direction was determined. Here, the angle difference θ formed by the rotation allowable axis and the maximum moment axis is set to three conditions of 0 °, 30 °, and 45 °.
続いて、第２成形解析ステップとして、ダイモデル２３及び／又はブランクホルダモデル２７に対し、回転許容軸決定ステップにおいて決定した回転許容軸周りの回転運動を許容する拘束条件を与え、プレス成形品１のプレス成形解析を行った。
本発明例は、回転運動を許容する金型モデル２１を、ダイモデル２３とブランクホルダモデル２７のいずれか一方または双方とした。
Subsequently, as the second molding analysis step, the
In the example of the present invention, the
さらに、本実施例では、剛体シェル要素でモデル化した金型モデル２１に対して３軸周りの回転運動を拘束してプレス成形解析を行ったものを従来例１、弾性体ソリッド要素でモデル化した金型モデル（図示なし）を用いてプレス成形解析を行ったものを従来例２とした。
Further, in this embodiment, the
そして、本発明例と従来例１及び従来例２のそれぞれについて、成形下死点においてブランクホルダモデルに作用する面圧分布と、フランジ部７（図１０）におけるブランクの流入量を求め、比較検討した。 Then, for each of the example of the present invention, the conventional example 1 and the conventional example 2, the surface pressure distribution acting on the blank holder model at the bottom dead center of molding and the inflow amount of the blank at the flange portion 7 (FIG. 10) are obtained and compared. did.
図１１に、成形下死点においてブランクホルダモデルがプレス成形品から受けるプレス方向(Z軸方向)の面圧分布の結果を示す。ここで、図１１（ａ）は、剛体シェル要素でモデル化したダイモデル２３及びブランクホルダモデル２７ともに回転運動を拘束してプレス成形解析を行った従来例１における面圧分布、図１１（ｂ）は、弾性体ソリッド要素でモデル化した金型モデルを用いてプレス成形解析を行った従来例２における面圧分布、図１１（ｃ）は、剛体シェル要素を用いてモデル化した金型モデル２１を用い、ブランクホルダモデル２７に対してモーメント最大軸を回転許容軸として回転運動を許容する拘束条件を与えてプレス成形解析を行った本発明例１における面圧分布である。
FIG. 11 shows the result of the surface pressure distribution in the press direction (Z-axis direction) that the blank holder model receives from the press-molded product at the bottom dead center of molding. Here, FIG. 11 (a) shows the surface pressure distribution in Conventional Example 1 in which the rotational motion is constrained and the press molding analysis is performed for both the
従来例１における面圧分布（図１１（ａ））と比較すると、従来例２における面圧分布（図１１（ｂ））においては、湾曲外側となる縮みフランジ部７ａからの面圧が低減し、湾曲内側となる伸びフランジ部７ｂからの面圧が増加した。
Compared with the surface pressure distribution in Conventional Example 1 (FIG. 11 (a)), in the surface pressure distribution in Conventional Example 2 (FIG. 11 (b)), the surface pressure from the contracted
一方、ブランクホルダモデル２７の回転運動を許容した本発明例１における面圧分布（図１１（ｃ））においては、湾曲外側となる縮みフランジ部７ａからの面圧が低減するとともに、湾曲内側となる伸びフランジ部７ｂからの面圧が増加し、従来例２と同様の面圧分布を示す結果が得られた。
On the other hand, in the surface pressure distribution (FIG. 11 (c)) in Example 1 of the present invention in which the rotary motion of the
したがって、本発明に係るプレス成形シミュレーション方法により、金型モデルに作用する面圧の分散効果が確認され、金型の変形を模擬してプレス成形品１をシミュレートすることができることが示された。
Therefore, by the press molding simulation method according to the present invention, the dispersion effect of the surface pressure acting on the mold model was confirmed, and it was shown that the press molded
表１に、金型モデルの要素タイプ、回転運動を許容する金型モデル、回転許容軸とモーメント最大軸との角度差を変更したときの各条件と、該各条件での湾曲外側の縮みフランジ部と湾曲内側の伸びフランジ部それぞれにおけるブランクの流入量と、プレス成形試験との流入量（湾曲内側53.5mm、湾曲外側35.8mm）との差の結果をまとめて示す。なお、プレス成形試験の流入量はブランクにけがき線を入れて測定した。 Table 1 shows the element types of the mold model, the mold model that allows rotational movement, each condition when the angle difference between the allowable rotation axis and the maximum moment axis is changed, and the curved outer shrinkage flange under each condition. The results of the difference between the inflow amount of the blank at each of the stretched flange part inside the curved portion and the extended flange portion inside the curved portion and the inflow amount between the press forming test (53.5 mm inside the curved portion and 35.8 mm outside the curved portion) are shown together. The inflow amount of the press molding test was measured by inserting a scribe line in the blank.
表１において、従来例１は、剛体シェル要素でモデル化した金型モデル２１に対して回転運動を拘束してプレス成形解析を行ったもの、従来例２は、弾性体ソリッド要素でモデル化した金型モデルを用いてプレス成形解析を行ったものである。
In Table 1, Conventional Example 1 is a
本発明例１〜本発明例６は、ブランクホルダモデル２７のみ（本発明例１、本発明例２）、ダイモデル２３のみ（本発明例３、本発明例４）、及び、ブランクホルダモデル２７及びダイモデル２３（本発明例５、本発明例６）に対し、回転許容軸周りの回転運動を許容してプレス成形解析を行ったものである。そして、回転許容軸とモーメント最大軸との角度差は、本発明の範囲内である0°（本発明例１、本発明例３及び本発明例５）又は30°（本発明例２、本発明例４及び本発明例６）とした。
Examples 1 to 6 of the present invention include only the blank holder model 27 (Example 1 of the present invention, Example 2 of the present invention), only the die model 23 (Example 3 of the present invention, Example 4 of the present invention), and the
これに対し、比較例１〜比較例３は、ブランクホルダモデル２７のみ（比較例１）、ダイモデル２３のみ（比較例２）、及び、ブランクホルダモデル２７及びダイモデル２３（比較例３）に対し、回転許容軸周りの回転運動を許容してプレス成形解析を行ったものである。ただし、回転許容軸とモーメント最大軸との角度差は、本発明の範囲外である45°とした。
On the other hand, Comparative Examples 1 to 3 include only the blank holder model 27 (Comparative Example 1), only the die model 23 (Comparative Example 2), and the
剛体シェル要素でモデル化した金型モデル２１の回転運動を拘束した従来例１においては、湾曲外側の縮みフランジ部７ａとブランクホルダモデル２７との接触が過度に強くなった。そのため、プレス成形試験における流入量と比較すると、縮みフランジ部７ａ（湾曲外側）における流入量は小さくなり、伸びフランジ部７ｂ（湾曲内側）における流入量は大きくなった。
In the conventional example 1 in which the rotational movement of the
一方、弾性体ソリッド要素でモデル化した金型モデルを用いた従来例２や、回転許容軸とモーメント最大軸との角度差を0°又は30°とした本発明例１〜本発明例６においては、湾曲外側の縮みフランジ部７ａにおける流入量及び湾曲内側の伸びフランジ部７ｂにおける流入量は、プレス成形試験結果との流入量差が十分に小さく、プレス成形中の材料の動きを精度良く予測する結果が得られた。
On the other hand, in Conventional Example 2 using a mold model modeled by an elastic solid element, and in Examples 1 to 6 of the present invention in which the angle difference between the allowable rotation axis and the maximum moment axis is 0 ° or 30 °. The inflow amount at the contracted
特に、角度差0°とした本発明例１、本発明例３及び本発明例５においては、プレス成形試験における流入量と最も近くなり、良好な精度であった。
In particular, in Example 1,
また、角度差30°とした本発明例２、本発明例４及び本発明例６においては、わずかにプレス成形試験における流入量から乖離した結果であったが、プレス成形試験結果との流入量差は±1mm以内であり、十分な精度であった。 Further, in Example 2, Invention 4, and Example 6 of the present invention in which the angle difference was 30 °, the inflow amount was slightly different from the inflow amount in the press molding test, but the inflow amount was slightly different from the inflow amount in the press molding test result. The difference was within ± 1 mm, which was sufficient accuracy.
これに対し、角度差を45°とした比較例１〜比較例３では、プレス成形試験における流入量との差が大きくなり、本発明例１〜本発明例６に比べて精度が悪化した。これは、角度差を45°と大きくすると、ブランクからの回転モーメントによって生じるダイモデル２３及び／又はブランクホルダモデル２７の回転をプレス成形シミュレーションにおいて再現できないためであると考えられる。
On the other hand, in Comparative Examples 1 to 3 in which the angle difference was 45 °, the difference from the inflow amount in the press molding test became large, and the accuracy deteriorated as compared with Examples 1 to 6 of the present invention. It is considered that this is because when the angle difference is increased to 45 °, the rotation of the
さらに、本発明例１〜本発明例６、従来例１及び従来例２のそれぞれにおけるプレス成形解析で要した計算時間を評価した。ここで、本発明例１〜本発明例６における計算時間は、第２成形解析ステップにおけるプレス成形解析に要する計算時間とした。 Further, the calculation time required for the press molding analysis in each of Examples 1 to 6, Conventional Example 1 and Conventional Example 2 was evaluated. Here, the calculation time in Examples 1 to 6 of the present invention is the calculation time required for the press molding analysis in the second molding analysis step.
剛体シェル要素でモデル化した金型モデル２１の回転運動を拘束した従来例１の計算時間を基準とすると、弾性体ソリッド要素でモデル化した金型モデルを用いた従来例２においては、従来例１の約27倍の計算時間を要する結果となった。
Based on the calculation time of the conventional example 1 in which the rotational motion of the
これらに対し、剛体シェル要素でモデル化した金型モデル２１のダイモデル２３及び／又はブランクホルダモデル２７の回転運動を許容した本発明例１〜本発明例６においては、同じ剛体シェル要素でモデル化した金型モデル２１を用いた従来例１とほぼ同じ計算時間であった。
On the other hand, in Examples 1 to 6 of the present invention in which the
以上の結果より、本発明に係るプレス成形シミュレーション方法によれば、計算時間を増加させることなく、効率良く高精度な結果が得られることが示された。 From the above results, it was shown that according to the press molding simulation method according to the present invention, efficient and highly accurate results can be obtained without increasing the calculation time.
１ プレス成形品
３ 天板部
５ 縦壁部
７ フランジ部
７ａ 縮みフランジ部
７ｂ 伸びフランジ部
１１ 金型
１３ ダイ
１５ パンチ
１７ ブランクホルダ
１７ａ ブランクホルダ（縮みフランジ部側）
１７ｂ ブランクホルダ（伸びフランジ部側）
１９ ブランク
２１ 金型モデル
２３ ダイモデル
２５ パンチモデル
２７ ブランクホルダモデル
２７ａ ブランクホルダモデル（縮みフランジ部側）
２７ｂ ブランクホルダモデル（伸びフランジ部側）
1 Press-molded
17b Blank holder (extension flange side)
19
27b Blank holder model (extension flange side)
Claims (1)
前記ダイをモデル化したダイモデル及び／又は前記ブランクホルダをモデル化したブランクホルダモデルに対し、プレス方向と該プレス方向に直交し前記金型モデルの重心を含む平面における任意の直交２軸方向との３軸周りの回転運動と、前記直交２軸方向の並進運動と、を拘束する拘束条件を与えて前記プレス成形品のプレス成形解析を行い、該プレス成形品の成形下死点において前記ダイモデル及び／又は前記ブランクホルダモデルに作用する面圧分布を求める第１成形解析ステップと、
前記求めた面圧分布に基づいて、前記平面内において前記ダイモデル及び／又は前記ブランクホルダモデルに作用する回転モーメントが最大となる軸を求め、前記平面内において前記求めた軸となす鋭角側の角度が30°以内となる軸を、前記ダイモデル及び／又はブランクホルダモデルの回転運動を許容する回転許容軸とする回転許容軸決定ステップと、
前記回転許容軸周りの回転を許容する拘束条件を前記ダイモデル及び／又はブランクホルダモデルに与え、前記プレス成形品のプレス成形解析を行う第２成形解析ステップと、を備え、
該第２成形解析ステップは、前記ブランクからの反力により前記ダイモデル及び／又は前記ブランクホルダモデルが前記回転許容軸周りに回転することで、前記金型を用いた前記プレス成形品のプレス成形において前記縮みフランジ部及び／又は前記伸びフランジ部に接触する前記ダイ及び／又はブランクホルダの変形を模擬することを特徴とするプレス成形シミュレーション方法。 A shrink flange portion and / or an extension flange portion to be stretch flange molded using a mold model in which each of the dies including a die, a punch, and a blank holder is modeled with a rigid shell element. It is a press molding simulation method that simulates the press molding of a press-molded product having a cross-section hat shape.
With respect to the die model in which the die is modeled and / or the blank holder model in which the blank holder is modeled, an arbitrary orthogonal biaxial direction in a plane including the center of gravity of the mold model orthogonal to the press direction and the press direction. The press molding analysis of the press-molded product is performed by giving a restraining condition that constrains the rotational motion around the three axes and the translational motion in the orthogonal two-axis directions, and the die is formed at the bottom dead point of the press-molded product. The first molding analysis step for obtaining the surface pressure distribution acting on the model and / or the blank holder model, and
Based on the obtained surface pressure distribution, the axis having the maximum rotational moment acting on the die model and / or the blank holder model in the plane is obtained, and the sharp angle side formed with the obtained axis in the plane is obtained. The rotation allowable axis determination step in which the axis whose angle is within 30 ° is the rotation allowable axis that allows the rotational movement of the die model and / or the blank holder model, and
The die model and / or the blank holder model is provided with a constraint condition that allows rotation around the rotation allowable axis, and a second molding analysis step of performing a press molding analysis of the press molded product is provided.
In the second molding analysis step, the die model and / or the blank holder model is rotated around the allowable rotation axis by a reaction force from the blank, so that the press-molded product is press-molded using the die. A press molding simulation method comprising simulating deformation of the die and / or blank holder in contact with the shrinking flange portion and / or the extension flange portion.
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Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2022049904A1 (en) * | 2020-09-02 | 2022-03-10 | Ｊｆｅスチール株式会社 | Pressed component manufacturing method, mold designing method, mold shape designing device, and mold |
| CN115071200A (en) * | 2022-08-24 | 2022-09-20 | 深圳市信润富联数字科技有限公司 | Stamping process and die design method, device, equipment and readable storage medium |
Citations (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2013013934A (en) * | 2011-06-08 | 2013-01-24 | Jfe Steel Corp | Method for manufacturing metal component with three-dimensional edge |
| JP2017182265A (en) * | 2016-03-29 | 2017-10-05 | 株式会社Ｊｓｏｌ | Drawing press forming die analysis model generation system and program as well as drawing press forming analysis system |
-
2019
- 2019-10-29 JP JP2019195776A patent/JP7111085B2/en active Active
Patent Citations (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2013013934A (en) * | 2011-06-08 | 2013-01-24 | Jfe Steel Corp | Method for manufacturing metal component with three-dimensional edge |
| JP2017182265A (en) * | 2016-03-29 | 2017-10-05 | 株式会社Ｊｓｏｌ | Drawing press forming die analysis model generation system and program as well as drawing press forming analysis system |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2022049904A1 (en) * | 2020-09-02 | 2022-03-10 | Ｊｆｅスチール株式会社 | Pressed component manufacturing method, mold designing method, mold shape designing device, and mold |
| CN115071200A (en) * | 2022-08-24 | 2022-09-20 | 深圳市信润富联数字科技有限公司 | Stamping process and die design method, device, equipment and readable storage medium |
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