JPH06226360A - Method for bending metal plate with linear heating - Google Patents
Method for bending metal plate with linear heatingInfo
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- JPH06226360A JPH06226360A JP3239893A JP3239893A JPH06226360A JP H06226360 A JPH06226360 A JP H06226360A JP 3239893 A JP3239893 A JP 3239893A JP 3239893 A JP3239893 A JP 3239893A JP H06226360 A JPH06226360 A JP H06226360A
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Abstract
Description
【０００１】[0001]
【産業上の利用分野】本発明は船舶、橋梁、その他の金
属製構造物の曲面状部材を平板状の素材あるいはプレス
等の一次加工を施された初期形状から目的曲面形状へ仕
上げるために用いる線状加熱による金属板の曲げ加工方
法に関するものである。BACKGROUND OF THE INVENTION The present invention is used to finish a curved member of a ship, a bridge, or other metal structure from an initial shape which has been subjected to primary processing such as a flat plate material or press to a desired curved shape. The present invention relates to a method for bending a metal plate by linear heating.
【０００２】[0002]
【従来の技術】一般に船舶、橋梁等に用いられる金属板
の曲げ加工を行う場合は、線状加熱により行われている
場合が多い。この線状加熱による曲げ加工は、平板状素
材あるいはプレスで一次加工された形状の金属板の所定
の位置に線状加熱を施し、生じた塑性歪による板の面内
収縮や角変形を利用して目的とする三次元形状を作り出
すものである。2. Description of the Related Art In general, bending of a metal plate used for ships, bridges and the like is often performed by linear heating. This bending by linear heating uses linear heating at a predetermined position of a flat plate or a metal plate that is primarily processed by a press, and uses in-plane shrinkage and angular deformation of the plate due to the generated plastic strain. To create the desired three-dimensional shape.
【０００３】上記線状加熱による曲げ加工では、面内収
縮量や角変形量が線状加熱の加熱位置、方向、加熱条件
によって決定されるため、これらの加熱位置、方向、加
熱条件が重要である。In the bending process by the linear heating, the in-plane shrinkage amount and the angular deformation amount are determined by the heating position, the direction and the heating condition of the linear heating. Therefore, these heating position, direction and heating condition are important. is there.
【０００４】現状の加工現場では、初期形状から目的形
状へ強制変形させる計算によって得られる目的固有歪分
布に着目した理論的なアプローチに基づく技術は存在せ
ず、複数個の曲げ型板を金属板上に仮配置することで目
的形状とのずれを検知しながら熟練者の勘や技能によっ
て加熱位置、方向、加熱条件を決めているのが実状であ
る。At the current processing site, there is no technology based on a theoretical approach focusing on the distribution of the target intrinsic strain obtained by the calculation of forced deformation from the initial shape to the target shape. It is the actual situation that the heating position, direction, and heating condition are determined by the intuition and skill of an expert while detecting the deviation from the target shape by temporarily disposing it above.
【０００５】しかしながら、近年では、これら熟練者の
高齢化とこれに伴う作業従事者の減少等の問題が顕著に
なって来ている。However, in recent years, problems such as the aging of these skilled workers and the accompanying decrease in the number of workers have become remarkable.
【０００６】そのため、最近、かかる状況に鑑み、熟練
を要する線状加熱作業を特別な技能を要せずに実施でき
て処理能力を向上させることができるような線状加熱に
よる板の曲げ加工方法が提案され且つ特許出願されてい
る（特願平３−２３７９４８号）。Therefore, in view of the above circumstances, a method of bending a plate by linear heating which enables the linear heating work requiring skill to be performed without requiring special skill and the processing capacity can be improved recently. Has been proposed and a patent application has been filed (Japanese Patent Application No. 3-237948).
【０００７】上記最近提案された方法は、有限要素法
（ＦＥＭ）の弾性解析に基づいて線状加熱線の位置、方
向及び生成固有歪（集中的な歪分布）を決定するように
したもので、図２１に示す如く、先ず、初期形状と最終
成形形状に関する幾何学情報のインプット（ステップ
Ｉ）をした後、初期形状に対応したＦＥＭのメッシュ分
割を行う（ステップII）。次いで、加熱位置及び方向の
決定として、初期形状から最終形状まで強制的に弾性変
形させ、その過程で生じる歪を計算した後、計算された
歪を面内成分と、曲げ成分に分離し、それぞれの主歪分
布をグラフィック画面に表示する（ステップIII ）。次
に、面内の歪分布に注目し、圧縮の主歪が大きい領域を
加熱領域に選び、加熱の方向は主歪の方向に直角の方向
とし（ステップIV）、又、曲げ歪の分布に注目し、曲げ
歪の絶対値が大きい領域を加熱領域に加え、加熱の方向
は歪の絶対値が最大である主方向に直角の方向とする
（ステップＶ）。The recently proposed method is to determine the position, direction and generated intrinsic strain (concentrated strain distribution) of the linear heating wire based on the elastic analysis of the finite element method (FEM). As shown in FIG. 21, first, geometric information about the initial shape and the final molded shape is input (step I), and then the FEM mesh division corresponding to the initial shape is performed (step II). Then, as the determination of the heating position and direction, forcibly elastically deform from the initial shape to the final shape, after calculating the strain that occurs in the process, the calculated strain is separated into in-plane component and bending component, respectively. The principal strain distribution of is displayed on the graphic screen (step III). Next, paying attention to the in-plane strain distribution, select the region where the main strain of compression is large as the heating region, and set the heating direction at right angles to the direction of the principal strain (step IV), and also in the distribution of bending strain. Paying attention, a region having a large absolute value of bending strain is added to the heating region, and the heating direction is perpendicular to the main direction having the maximum absolute strain value (step V).
【０００８】次に、生成すべき固有歪の大きさを決める
ために、加熱領域に属する要素の剛性を残りの部分より
も小さくした強制変形ＦＥＭ弾性解析を再度実施し、加
熱領域に集中した歪の値から生成固有歪の値を算定する
（ステップVI）。しかる後に、これらの計算に基づき線
状加熱を施して固有歪を発生させることによって所定の
最終形状に加工する（ステップVII ）ものである。Next, in order to determine the magnitude of the intrinsic strain to be generated, the forced deformation FEM elastic analysis in which the rigidity of the element belonging to the heating region is made smaller than that of the remaining portion is performed again, and the strain concentrated in the heating region is re-executed. The value of the generated intrinsic distortion is calculated from the value of (step VI). Then, based on these calculations, linear heating is performed to generate an intrinsic strain, thereby processing into a predetermined final shape (step VII).
【０００９】[0009]
【発明が解決しようとする課題】上記最近提案され且つ
出願されている方法の場合、線状加熱による板の曲げ加
工が容易に行えるため、熟練者の勘に頼らなくても実施
可能という利点があるが、 加熱方法の策定において、ステップIVとステップＶ
で目的固有歪を純粋な面内成分と曲げ成分とに分離する
ことによって加熱線の方向や生成固有歪の大きさを近似
的に定めているので、現実に用いられるガス炎や高周波
誘導加熱による加熱器によっては、純粋な面内収縮や曲
げを達成することは不可能であり、どのような加熱条件
を選定したとしても必ず一定比率の面内歪成分と曲げ歪
成分の両者を含んでいる。そのために、面内成分優位と
曲げ成分優位の２つの加熱条件を選定したとしても正し
い加熱線方向や目的固有歪状態を実現することが難しい
と考えられる。 図２２の（イ）から（ロ）のように強制変形ＦＥＭ
弾性解析を行う場合には、一般に、目的固有歪の面内成
分は、図２２（ハ）に示すように収縮歪だけでなく、伸
び歪も現われることがある。又、固有歪の大きさを決め
るための加熱部の剛性を低くした強制変形ＦＥＭ弾性解
析においても同様に伸び歪が表われることがある。線状
加熱による曲げ加工は、加熱部に生ずる圧縮塑性歪を利
用して加工する方法であり、図２２（ハ）の下部に見ら
れる伸び歪（←→印）を付与することができない。よっ
て、目的形状に線状加熱だけによって加工することがで
きるためには、上記のＦＥＭ計算結果がすべて収縮歪
（→←印）となっていなければならない。同図２２
（ハ）において少なくとも伸び歪の部分に限定して、あ
るいは、全体として一様な収縮歪を加える必要がある。
このことは、目的形状を縮めること、あるいは初期形状
を大きくすることに対応している。同様に、ある量の曲
げ歪を片側からの加熱によって達成するためには、ある
程度の面内縮みが伴うことは避けられない。これらの余
分の収縮によって、仕上った目的形状は面内の寸法不足
となる。このことは定性的には従来から知られている
が、これらを定量的に補償することが出来ないので、現
状では予め経験則に基づいた十分な余裕をとっておいた
上で、最終的な切り揃えの余分の作業や、場合によって
は寸法不足を生じるおそれが考えられる。 線状加熱を行った場合には、加熱線と直角方向の収
縮歪だけでなく、加熱線方向の収縮歪も割合は少ないが
必ず伴うことがよく知られており、両方向の生成固有歪
を考慮した上で目的固有歪分布を正確に実現させること
が難しいと考えられる。 又、加熱条件と生成固有歪との定量的関係について
は、最近提案され出願された方法では言及されていない
ので、現状の現場技術である、曲げ型板と初期形状から
経験と勘で推測される各部必要変形量を発生させるであ
ろう加熱条件を、経験をベースに選択し実施する方法が
採用されているが、多段の推測を経験と勘をベースに積
み重ねる結果として、難しいこと、誤差、バラツキが大
きいこと、出来る人が限られること、習得に時間がかか
ること、等の問題がある。In the case of the method proposed and applied recently, the plate can be easily bent by linear heating, which is advantageous in that it can be carried out without resorting to the intuition of a skilled person. However, in formulating the heating method, step IV and step V
By separating the target intrinsic strain into a pure in-plane component and a bending component, the direction of the heating line and the magnitude of the generated intrinsic strain are approximately determined. Depending on the heater, it is impossible to achieve pure in-plane shrinkage and bending, and no matter what heating condition is selected, it always contains both a constant ratio of in-plane strain component and bending strain component. . Therefore, even if two heating conditions of in-plane component predominance and bending component predominance are selected, it is considered difficult to realize the correct heating line direction and the intended intrinsic strain state. Forced deformation FEM as shown in (a) to (b) of FIG.
When performing elastic analysis, generally, the in-plane component of the target intrinsic strain may show not only the contraction strain but also the extension strain as shown in FIG. Similarly, elongation strain may also appear in the forced deformation FEM elastic analysis in which the rigidity of the heating portion is lowered to determine the magnitude of the intrinsic strain. The bending work by linear heating is a method of working by utilizing the compressive plastic strain generated in the heating part, and the extension strain (← → mark) seen in the lower part of FIG. 22C cannot be applied. Therefore, in order to be able to process the target shape only by linear heating, all the above FEM calculation results must be shrinkage strains (→ ← marks). FIG. 22.
In (c), it is necessary to apply a uniform contraction strain at least to the portion having elongation strain or as a whole.
This corresponds to shrinking the target shape or increasing the initial shape. Similarly, in order to achieve a certain amount of bending strain by heating from one side, some in-plane shrinkage is unavoidable. Due to these extra contractions, the finished target shape has insufficient in-plane dimensions. Although this is qualitatively known in the past, it is not possible to compensate them quantitatively, so at the present time, a sufficient margin based on an empirical rule is set in advance and the final There is a possibility that extra work for trimming and alignment, or in some cases, insufficient dimensions may occur. When linear heating is performed, it is well known that not only the contraction strain in the direction perpendicular to the heating line but also the contraction strain in the direction of the heating line is small, but it is well known. In addition, it is considered difficult to accurately realize the target intrinsic strain distribution. Further, since the quantitative relationship between the heating conditions and the generated intrinsic strain is not mentioned in the method recently proposed and applied, it is inferred from experience and intuition from the bending site and the initial shape, which is the current field technology. The heating condition that will generate the required deformation amount for each part is selected based on experience, and the method is adopted.However, as a result of accumulating multiple stages of estimation based on experience and intuition, difficult, error, There are problems such as large variation, limited number of people, and long learning time.
【００１０】そこで、本発明は、上述した最近提案され
且つ出願されている線状加熱による板の曲げ加工方法を
更に進めて上述した問題点をなくし、目的形状が与えら
れると素人でも実施できると共に、希望する加熱条件だ
けで目的固有歪を実現できるようにしようとするもので
ある。Therefore, the present invention eliminates the above-mentioned problems by further advancing the above-mentioned recently proposed and applied method of bending a plate by linear heating, and can be carried out by an amateur even if a target shape is given. , It is intended to realize the objective intrinsic strain only with desired heating conditions.
【００１１】[0011]
【課題を解決するための手段】本発明は、上記課題を解
決するために、金属板を初期形状から最終の目的形状に
曲げ加工するために、先ず初期形状と目的形状の幾何学
情報をインプットし、初期形状に基づいて有限要素法の
メッシュ分割を行って、その分割形状を目的形状の上に
写像し、次いで、初期形状から目的形状まで強制的に変
形させて目的固有歪分布を計算し、得られた目的固有歪
分布を複数の加熱線によって生成される生成固有歪で表
現すると共に、このとき加熱装置と被加工材の組合わせ
に対する加熱条件と生成固有歪との定量的関係を相似則
を導入して求めるようにし、次に、各要素内での上記加
熱線を連結して板全体の加熱線の位置、方向、加熱条件
を定めて表示した後、加熱条件が与えられたときに求め
られた生成固有歪を初期形状に付与することによって曲
り形状の確認のための線形シミュレーションを行った上
で、金属板の曲げ加工を行う方法とする。In order to solve the above problems, the present invention first inputs geometrical information of an initial shape and a target shape in order to bend a metal plate from an initial shape to a final target shape. Then, perform finite element method mesh division based on the initial shape, map the divided shape onto the target shape, and then forcibly deform from the initial shape to the target shape to calculate the target intrinsic strain distribution. , The obtained target intrinsic strain distribution is expressed by the generated intrinsic strain generated by a plurality of heating wires, and at this time, the quantitative relationship between the heating conditions for the combination of the heating device and the work material and the generated intrinsic strain is similar. When a heating condition is given, after the rules are introduced to obtain it, and then the above heating wires in each element are connected and the position, direction, and heating conditions of the heating wire of the entire plate are determined and displayed. Generated intrinsic strain After performing linear simulation for confirming curved shape by applying to the initial shape, a method of performing bending of the metal plate.
【００１２】[0012]
【作用】金属板を初期形状から目的形状に強制的に弾性
変形させて各要素内の目的固有歪分布を求めてから、こ
の目的固有歪分布を複数の加熱線による生成固有歪とし
て表現させ、又、相似則を導入して求められた定量的関
係に基づいて生成固有歪が与えられると、それに対応し
た加熱条件を求めるようにすることから、この生成固有
歪を初期形状に付与させることにより目的形状の達成具
合を事前に予測するとともに、求められた溶接条件での
複数の加熱線による加熱を行えばよく、熟練技術者に頼
らなくてもよくなる。[Function] After the metal plate is forcibly elastically deformed from the initial shape to the target shape to obtain the target intrinsic strain distribution in each element, the target intrinsic strain distribution is expressed as a generated intrinsic strain by a plurality of heating wires, In addition, when the generated intrinsic strain is given based on the quantitative relation obtained by introducing the similarity rule, the heating condition corresponding to it is obtained. Therefore, by giving this generated intrinsic strain to the initial shape, It suffices to predict in advance how the target shape will be achieved, and to perform heating with a plurality of heating wires under the required welding conditions, without having to rely on a skilled engineer.
【００１３】[0013]
【実施例】以下、本発明の実施例を図面を参照して説明
する。Embodiments of the present invention will be described below with reference to the drawings.
【００１４】図１は任意の周辺形状をした平板あるいは
任意曲面を初期形状とする鋼板あるいは鋼以外の金属板
を、目的形状（別の任意の周辺形状及び曲面形状）に曲
げ加工する本発明の方法を示すフローチャートで、初期
形状と目的形状に関する幾何学情報のインプット（ステ
ップ１）をした後、金属板Ｐの初期形状に基づいて図２
（イ）の如く、有限要素法（ＦＥＭ）のメッシュ分割を
行い（ステップ２）、その分割形状を、初期形状を目的
形状に写像する適切な写像方法によって図２（ロ）に示
すように金属板Ｐの目的形状の上に写像（ステップ
３）。次いで、初期形状における各要素節点位置を目的
形状における対応する各要素節点位置にＦＥＭ計算よっ
て強制的に弾性変形させ、各要素内での歪分布（目的固
有歪分布）を計算する（ステップ４）。このとき、強制
的に変形させるときの写像法の適切な選択により、加工
法に適合した目的固有歪分布が得られ、写像法と加工法
に付随した縮み代を定めることが可能となる。FIG. 1 shows a flat plate having an arbitrary peripheral shape, a steel plate having an initial shape of an arbitrary curved surface, or a metal plate other than steel as a target shape (another arbitrary peripheral shape and curved surface shape). In the flowchart showing the method, geometric information about the initial shape and the target shape is input (step 1), and then, based on the initial shape of the metal plate P, as shown in FIG.
As shown in (a), mesh division of the finite element method (FEM) is performed (step 2), and the divided shape is converted into a metal as shown in FIG. 2 (b) by an appropriate mapping method that maps the initial shape to the target shape. Map onto the target shape of the plate P (step 3). Next, each element node position in the initial shape is forcibly elastically deformed to the corresponding element node position in the target shape by FEM calculation, and the strain distribution within each element (target inherent strain distribution) is calculated (step 4). . At this time, by appropriately selecting the mapping method when forcibly deforming, it is possible to obtain the target intrinsic strain distribution that is suitable for the processing method, and to determine the shrinkage allowance associated with the mapping method and the processing method.
【００１５】次に、加熱方法の策定として、上記ステッ
プ４で求められた要素内での目的固有歪分布を複数の加
熱線によって生成される集中的な歪分布（生成固有歪）
で近似的に表現する（ステップ５）ようにする。この場
合、上記ステップ５で目的固有歪分布を生成固有歪で実
現する際に、与えられた加熱器（ガス炎、高周波誘導加
熱器、レーザ光等）と被加工材の組合わせに対して、加
熱条件（単位時間当りの入熱量、移動速度等）と生成固
有歪との定量的関係が必要となるので、この関係を求め
ておくようにする（ステップ６）。この加熱条件と生成
固有歪との定量的関係は、一般には実験データを蓄積す
るか、あるいは熱弾塑性ＦＥＭ解析により入熱条件（入
熱分布又は時系列的に変化する温度分布）を与えたとき
の金属板上の生成固有歪を計算することによって得られ
る。本発明の特徴とするところは、実証実験によりその
妥当性が確認された熱弾塑性ＦＥＭプログラムを用いて
上記加熱条件と生成固有歪との関係を計算するに際し
て、後述するように、線状加熱による熱弾塑性変形問題
について成立する相似則とそれから導かれる支配パラメ
ータを用いた効率的な計算方法を開発したことと、計算
された結果をそれらのパラメータで一般化した形で整理
することにより加熱条件が与えられたときの生成固有歪
を効率よく求めることができる手段を提供したことであ
る。Next, as a heating method, the target intrinsic strain distribution in the element obtained in step 4 is a concentrated strain distribution generated by a plurality of heating wires (generated intrinsic strain).
Is approximately expressed by (step 5). In this case, when the target intrinsic strain distribution is realized by the generated intrinsic strain in step 5, for a given combination of the heater (gas flame, high frequency induction heater, laser light, etc.) and the work material, Since a quantitative relationship between the heating conditions (heat input amount per unit time, moving speed, etc.) and the generated intrinsic strain is required, this relationship should be obtained (step 6). The quantitative relationship between the heating condition and the generated intrinsic strain is generally obtained by accumulating experimental data or by giving a heat input condition (heat input distribution or temperature distribution that changes in time series) by a thermo-elasto-plastic FEM analysis. It is obtained by calculating the generated intrinsic strain on the metal plate when. A feature of the present invention is that when the relationship between the heating conditions and the generated intrinsic strain is calculated by using the thermo-elastic-plastic FEM program whose validity is confirmed by the proof experiment, the linear heating is performed as described later. By developing an efficient calculation method using the similarity law that holds for the thermo-elasto-plastic deformation problem and the governing parameters derived from it, and by arranging the calculated results in a generalized form with those parameters This is to provide a means capable of efficiently obtaining the generated intrinsic distortion when the condition is given.
【００１６】次に、上記各要素内での加熱線を連結する
ことによって板全体の加熱線の位置、方向と加熱条件を
定めて表示（ステップ７）した後、ステップ５とステッ
プ６で求められた加熱条件が与えられたときの生成固有
歪を初期形状に付与することによって、曲り形状の線形
シミュレーションを行い確認を行う（ステップ８）。し
かる後、ステップ６で定められた加熱方法に従って手動
あるいはＮＣ制御の加熱器を用いた線状加熱を行う（ス
テップ９）。Next, by connecting the heating wires in each of the above-mentioned elements, the positions and directions of the heating wires of the whole plate and the heating conditions are determined and displayed (step 7), and then determined in steps 5 and 6. By giving the generated intrinsic strain when the heating conditions are given to the initial shape, a linear simulation of the bent shape is performed and confirmed (step 8). Then, according to the heating method defined in step 6, linear heating is performed manually or using an NC-controlled heater (step 9).
【００１７】上記ステップ１からステップ９までの手順
で求められた加熱方法で金属板に生成固有歪を与えるこ
とによって目的形状に曲げ加工することができるように
する。By applying the generated intrinsic strain to the metal plate by the heating method obtained in the procedure from step 1 to step 9 above, the metal plate can be bent into a target shape.
【００１８】以下、詳述する。The details will be described below.
【００１９】ステップ１〜ステップ３は、図２１のステ
ップＩ、IIに相当するものである。Steps 1 to 3 correspond to steps I and II in FIG.
【００２０】ステップ４では強制的に変形させるときの
写像法の適切な選択により加工法に適した目的固有歪分
布が得られ、写像法と加工法に付随した縮み代を定める
ことができるが、この曲げ加工において必要となる縮み
代を定量的に求める方法について最も簡単な例を示す
と、先ず、面内伸び歪の部分をなくすために、たとえ
ば、図３に示す金属板Ｐのｘ、ｙ両方向の最大伸び歪と
絶対値の等しい収縮歪を板全体、すなわち、全要素に対
して均一に加えるようにする。この均一に加えるという
ことは、縮み代を考慮しない場合の初期形状から目的形
状への写像法に対して、ある特定の修正を加えたことに
相当する。これにより、この場合の縮み代は、加えた均
一歪に板の長さを乗ずることによって図３に示すように
各辺に沿って一様な形で簡単に算定される。又、曲げに
伴う縮みについては、選定した加熱条件での曲げ成分比
をαとすると、最大曲げ歪に板の長さのα倍を乗じたも
のが縮み代となる（同じく均一に収縮歪を与えた場
合）。全体の縮み代は、板の縦横方向に同様の操作を行
うことによって求められる。すなわち、 Δｌｘ＝εmx max ｌｘ＋αεbx max ｌｘ Δｌｙ＝εmy max ｌｙ＋αεby max ｌｙ 次に、ステップ５の加熱方法を策定する場合、目的固有
歪を実現させるために、金属板Ｐの目的固有歪分布を要
素内では６個の独立な成分（上面の面内歪εxu、εyu、
γxyu と下面の面内歪εxl、εyl、γxyl ）で表現し、
次に、１本の線状加熱による生成固有歪を図４（イ）
（ロ）の金属板Ｐに示すような加熱線ａと直角方向の面
内収縮量δm （＝（δmu＋δml）／２）と角変形量φ
（又はα＝（δu −δl ）／（δu ＋δl ）で表わされ
る曲げ成分比）とで集約する。これにより上記の６個の
歪成分は、複数の加熱線の適切な配置あるいは加熱条件
の調整によって実現できる。すなわち、６個の目的固有
歪成分から複数の加熱線の配置、方向、加熱条件特性値
を定めるべき６個の条件式が得られ、それらから、たと
えば、２種類の生成固有歪の特性値が与えられたときの
加熱線の間隔や方向を定めることができる。なお、上記
においては、１本の線状加熱による生成固有歪をδm と
αなる２個の特性値で表現して説明を行ったが、これに
対して、加熱線方向の収縮変形と同等な変形を起すに必
要な等価外力ＰL と等価モーメントＭL を加えた合計４
個の特性値で生成固有歪を集約し、上記と同様の手法で
行えば、加熱によって生ずる加熱方向の収縮の影響を考
慮して加熱線の配置、方向、あるいは加熱条件に対応し
た生成固有歪特性値を定めることができる。In step 4, a proper intrinsic strain distribution suitable for the processing method can be obtained by appropriately selecting the mapping method when forcibly deforming, and the shrinkage margin associated with the mapping method and the processing method can be determined. The simplest example of the method for quantitatively obtaining the shrinkage margin required in this bending process is as follows. First, in order to eliminate the portion of in-plane elongation strain, for example, x, y of the metal plate P shown in FIG. A contraction strain whose absolute value is equal to the maximum elongation strain in both directions is uniformly applied to the entire plate, that is, all elements. This uniform addition corresponds to the addition of a certain specific modification to the mapping method from the initial shape to the target shape when the shrinkage allowance is not taken into consideration. Accordingly, the shrinkage allowance in this case is easily calculated in a uniform manner along each side as shown in FIG. 3 by multiplying the applied uniform strain by the length of the plate. Regarding shrinkage due to bending, assuming that the bending component ratio under the selected heating conditions is α, the maximum bending strain multiplied by α times the plate length becomes the shrinkage allowance (similarly If given). The overall shrinkage allowance is obtained by performing the same operation in the vertical and horizontal directions of the plate. That is, Δl x = ε mx max l x + αε bx max l x Δl y = ε my max l y + αε by max l y Next, when the heating method of step 5 is formulated, in order to realize the target intrinsic strain, The target intrinsic strain distribution of the metal plate P is divided into six independent components (in-plane strains ε xu , ε yu ,
γ xyu and the in-plane strain of the lower surface ε xl , ε yl , γ xyl )
Next, the intrinsic strain generated by one linear heating is shown in FIG.
In-plane shrinkage amount δ m (= (δ mu + δ ml ) / 2) and angular deformation amount φ in the direction perpendicular to the heating line a as shown in the metal plate P in (b)
(Or a bending component ratio represented by α = (δ u −δ l ) / (δ u + δ l )). As a result, the above six strain components can be realized by appropriately arranging a plurality of heating wires or adjusting heating conditions. That is, six conditional expressions for determining the arrangement, directions, and heating condition characteristic values of a plurality of heating wires are obtained from the six target intrinsic strain components. From these, for example, the characteristic values of two types of generated intrinsic strains are obtained. It is possible to determine the spacing and the direction of the heating line when given. In the above description, the characteristic strain generated by one linear heating is expressed by two characteristic values of δ m and α, but it is equivalent to the contraction deformation in the heating line direction. Total of 4 by adding the equivalent external force P L and the equivalent moment M L required to cause such deformation
If the generated intrinsic strain is aggregated by individual characteristic values and the same method as above is performed, the generated intrinsic strain corresponding to the arrangement, direction, or heating conditions of the heating wire will be considered in consideration of the effect of shrinkage in the heating direction caused by heating. Characteristic values can be set.
【００２１】今、上記複数の加熱線について、一実施例
として、２本の加熱線で目的固有歪を実現する場合、す
なわち、図５に示すような或る要素内の目的固有歪の６
成分（上面の面内歪εxu、εyu、γxyu と下面の面内歪
εxl、εyl、γxyl ）を異なった特性値を有する２本の
加熱線ａ，ｂで実現する場合を説明する。それぞれの加
熱線ａ，ｂを表わすためにＳ，Ｌの添字を用いると、２
個の加熱条件による４個の生成固有歪の特性値（δmS、
δmL、αS 、αL ）、２本の加熱線ａ，ｂがｘ軸とそれ
ぞれなす角度θS 、θL 、２本の加熱線ａ，ｂの加熱線
間隔ｄS 、ｄLを合計した８個のパラメータで加熱方法
を定めることができる。目的固有歪を実現するために
は、下のような６個の条件式が課せられる（ただし、２
本とも上面加熱の場合）。As an example of the above-mentioned plurality of heating wires, when the target intrinsic strain is realized by two heating wires, that is, as shown in FIG.
The components (in-plane strains ε xu , ε yu , γ xyu of the upper surface and in-plane strains ε xl , ε yl , γ xyl of the lower surface) are realized by two heating lines a and b having different characteristic values. explain. If the S and L subscripts are used to represent the respective heating lines a and b, then 2
Characteristic values of the four generated intrinsic strains under each heating condition (δ mS ,
δ mL , α S , α L ), the angles θ S and θ L formed by the two heating lines a and b with the x-axis, respectively, and the heating line intervals d S and d L between the two heating lines a and b are summed up. The heating method can be determined by the eight parameters described above. In order to realize the objective intrinsic distortion, the following six conditional expressions are imposed (however, 2
Both books are heated on the top).
【００２２】 εxu＝−δmS／ｄS （１＋αS ） sin2 θS −δmL／ｄL （１＋αL ） sin2 θL (1-1) εyu＝−δmS／ｄS （１＋αS ） cos2 θS −δmL／ｄL （１＋αL ） cos2 θL (1-2) γxyu ＝−δmS／ｄS （１＋αS ）sin2θS −δmL／ｄL （１＋αL ）sin2θL (1-3) εxl＝−δmS／ｄS （１−αS ） sin2 θS −δmL／ｄL （１−αL ） sin2 θL (1-4) εyl＝−δmS／ｄS （１−αS ） cos2 θS −δmL／ｄL （１−αL ） cos2 θL (1-5) γxyl ＝−δmS／ｄS （１−αS ）sin2θS −δmL／ｄL （１−αL ）sin2θL (1-6) したがって、８個のパラメータのうち２個のパラメータ
は自由に選べるから、予め特定の値に指定しておいても
残りの６個のパラメータを上記の６個の条件式が満たさ
れるように選ぶことによって目的固有歪を実現すること
ができる。Ε xu = −δ mS / d S (1 + α S ) sin 2 θ S −δ mL / d L (1 + α L ) sin 2 θ L (1-1) ε yu = −δ mS / d S (1 + α S ) cos 2 θ S −δ mL / d L (1 + α L ) cos 2 θ L (1-2) γ xyu = −δ mS / d S (1 + α S ) sin2 θ S −δ mL / d L (1 + α L ) sin2θ L (1-3) ε xl = −δ mS / d S (1-α S ) sin 2 θ S −δ mL / d L (1-α L ) sin 2 θ L (1-4) ε yl = −δ mS / d S (1-α S ) cos 2 θ S −δ mL / d L (1-α L ) cos 2 θ L (1-5) γ xyl = −δ mS / d S (1-α S ) sin2θ S −δ mL / d L (1-α L ) sin2θ L (1-6) Therefore, two of the eight parameters can be freely selected, so they are specified in advance to specific values. However, the target intrinsic distortion can be realized by selecting the remaining six parameters so that the above six conditional expressions are satisfied.
【００２３】上記した８個のパラメータが全部決まる
と、要素内での具体的な加熱方法が決まることになる。
このようにしてたとえば、図６に示すように１６個のす
べての要素について加熱条件が定まると、これらを連続
あるいは断続的に繰り返し加熱することによって板全体
を目的形状に仕上げることができる。更に、δmS、δmL
やαS 、αL の大きさを加熱条件を変えることによって
調節すれば、加熱間隔ｄS 、ｄL をせばめたきめ細かな
滑らかな曲げ加工から、簡単な粗曲げ加工までを行うこ
とができる。When all of the above eight parameters are determined, the specific heating method within the element is determined.
In this way, for example, if the heating conditions are determined for all 16 elements as shown in FIG. 6, these can be heated continuously or intermittently to finish the entire plate into the desired shape. Furthermore, δ mS , δ mL
By adjusting the magnitudes of α S and α L by changing the heating conditions, it is possible to perform fine and smooth bending work in which the heating intervals d S and d L are fitted, to simple rough bending work.
【００２４】本実施例においては、たとえば、２種類の
加熱装置を用いるとして、図５において一方の加熱はガ
ス炎による線状加熱（添字Ｓで示す）で行い、他方の加
熱は別の器具（添字Ｌで示す）を用いるものとする。別
の器具の方は加熱条件が固定されているか、あるいは生
成固有歪の特性値データが特定の加熱条件でしか得られ
ていないものとする。したがって、８個のパラメータの
うちのδmLとαL は予め指定しなければならない。この
場合には、目的固有歪状態を達成するためには前記の６
個の条件式(1-1) 〜(1-6) から残りの６個のパラメータ
θL 、ｄL 、θS 、ｄS 、δmS、αS が求まる。このう
ち、δmSとαS はガス炎の加熱条件から決るものである
から、たとえば、図１４と図１５を用いて求まった
δmS、αS になるような加熱条件Ｑ、ｖを定めることが
できる。In the present embodiment, for example, assuming that two types of heating devices are used, one heating in FIG. 5 is linear heating by a gas flame (indicated by a suffix S), and the other heating is performed by another device ( The subscript L) is used. For other instruments, the heating condition is fixed, or the characteristic value data of the generated intrinsic strain is obtained only under the specific heating condition. Therefore, δ mL and α L of the 8 parameters must be specified in advance. In this case, in order to achieve the target intrinsic strain state, the above 6
The remaining six parameters θ L , d L , θ S , d S , δ mS , and α S are obtained from the conditional expressions (1-1) to (1-6). Of these, δ mS and α S are determined from the heating conditions of the gas flame, so for example, the heating conditions Q and v that result in δ mS and α S obtained using FIGS. 14 and 15 should be determined. You can
【００２５】次に、図７は複数の加熱線で目的固有歪を
実現する場合の他の実施例として、異なった３本の加熱
線ａ，ｂ，ｃで目的固有歪を実現する場合を示す。加熱
方法は、１２個のパラメータで決められ、１２個のうち
の６個のパラメータは予め自由に設定しておくことがで
きることになる。Next, FIG. 7 shows another embodiment of the case where the target intrinsic strain is realized by a plurality of heating wires, and the case where the target natural strain is realized by three different heating wires a, b, c. . The heating method is determined by 12 parameters, and 6 parameters out of 12 can be freely set in advance.
【００２６】この実施例の場合には、たとえば、３本の
加熱線ａ，ｂ，ｃによる生成固有歪の特性値δmS、
δmM、δmL、αS 、αM 、αL が装置の運転条件から固
定されている場合でも、３本の加熱線方向θS 、θM 、
θL と加熱線間隔ｄS 、ｄM 、ｄL を６個の条件式を満
たすように正しく選ぶことによって目的固有歪を達成す
ることができる。In the case of this embodiment, for example, the characteristic value δ mS of the intrinsic strain generated by the three heating wires a, b, c,
Even if δ mM , δ mL , α S , α M , and α L are fixed from the operating conditions of the device, the three heating line directions θ S , θ M ,
By properly selecting θ L and heating line intervals d S , d M , and d L so as to satisfy the six conditional expressions, the target intrinsic strain can be achieved.
【００２７】図８は複数の加熱線で目的固有歪を実現す
る場合の更に他の実施例として、４本の加熱線ａ，ｂ，
ｃ，ｄで目的固有歪を実現する場合を示す。FIG. 8 shows four heating wires a, b, as still another embodiment in the case where the target intrinsic strain is realized by a plurality of heating wires.
The case where the target intrinsic distortion is realized by c and d is shown.
【００２８】この場合、多くの実施方法が考えられる
が、一例として、加熱線ａとｂの２種類の加熱条件を設
定し、それぞれの条件に対して各２本の加熱線（それら
は互に固定角ψS 、ψL でそれぞれ交差するものとす
る）が付随すると考えると、加熱方法は、δmS、δmL、
αS 、αL 、θS 、θL 、ｄS1、ｄS2、ｄL1、ｄL2の１
０個のパラメータで決まり、１０個のうちの４個のパラ
メータは予め自由に設定しておくことができることにな
る。In this case, there are many possible implementation methods, but as an example, two kinds of heating conditions, heating wires a and b, are set, and two heating wires (each of which is mutually (Fixed angles ψ S and ψ L respectively intersect), the heating method is δ mS , δ mL ,
1 of α S , α L , θ S , θ L , d S1 , d S2 , d L1 and d L2
It is decided by 0 parameters, and 4 out of 10 parameters can be freely set in advance.
【００２９】この実施例では、たとえば、一方の加熱条
件に対応する生成固有歪の特性値δmL、αL が指定さ
れ、その条件で１本だけは指定された方向θL と間隔ｄ
L1で施工することになっているものとすると、残りのパ
ラメータδmS、αS 、θS 、ｄS1、ｄS2、ｄL2を６個の
条件式を満たすように正しく選ぶことによって達成でき
る。In this embodiment, for example, the characteristic values δ mL and α L of the generated intrinsic strain corresponding to one heating condition are designated, and only one of them is designated in the designated direction θ L and the interval d.
If it is supposed to be constructed by L1 , it can be achieved by correctly selecting the remaining parameters δ mS , α S , θ S , d S1 , d S2 and d L2 so as to satisfy the six conditional expressions.
【００３０】次に、ステップ６の加熱条件と生成固有歪
との定量的関係を求める具体的な実施例を説明する。 (A) 加熱条件を与えて生成固有歪を求める場合 投入熱量Ｑ＝３１１５cal ／sec のガス炎を用いて熱源
移動速度ｖ＝１５mm／sec で板厚ｈ＝１６mmの板を線状
加熱した際のδm とαを求める例を示す。この場合、鋼
の材料物性値として下記のものを用いるようにする。Next, a specific embodiment for obtaining a quantitative relationship between the heating condition of step 6 and the generated intrinsic strain will be described. (A) When the generated intrinsic strain is obtained by applying heating conditions When a plate with a plate thickness h = 16 mm is linearly heated at a heat source moving speed v = 15 mm / sec using a gas flame with an input heat quantity Q = 3115 cal / sec An example of obtaining δ m and α will be shown. In this case, the following physical property values of steel should be used.
【００３１】λ＝０．０１６０cal/mm・sec ・℃ Ｃｐ＝０．０９８cal/g ・℃ ρ＝０．００７８２g/mm3 熱侵入係数ｐ、熱拡散係数ｋを求めると、 ｐ＝（λＣｐρ）1/2 ＝０．００３５cal/mm2 ・℃ ｋ＝λ／Ｃｐρ＝２０．９mm2 ／sec 但し、λ：金属板の熱伝導率 Ｃｐ：金属板の比熱 ρ：金属板の比重 よって、相似則を支配するパラメータβ、ζは、 β＝Ｑ／（Ｐ2 ｖｈ3 ）1/2 ＝４．４×１０3 ζ＝（ｖｈ／ｋ）1/2 ＝３．４ である。βは熱源により加熱された板の表面の最高温度
に比例するパラメータ、ζは熱源移動速度に対応するパ
ラメータである。Λ = 0.160cal / mm · sec · ° C Cp = 0.098cal / g · ° C ρ = 0.00782g / mm 3 When the heat penetration coefficient p and the thermal diffusion coefficient k are calculated, p = (λCpρ) 1 / 2 = 0.0035cal / mm 2 · ℃ k = λ / Cpρ = 20.9mm 2 / sec where, lambda: the thermal conductivity of the metal plate Cp: specific heat of the metal plate [rho: density of the metal plate thus the similarity rule The governing parameters β and ζ are β = Q / (P 2 vh 3 ) 1/2 = 4.4 × 10 3 ζ = (vh / k) 1/2 = 3.4. β is a parameter proportional to the maximum temperature of the surface of the plate heated by the heat source, and ζ is a parameter corresponding to the heat source moving speed.
【００３２】パラメータβ、ζによる角変形量の変化を
示す図１４、パラメータβ、ζによる面内横収縮量の変
化を示す図１５から、これらのパラメータβ、ζに対す
る角変形φと横収縮δm を読みとると、 φ＝０．００５ rad δm ＝０．００１mm となることがわかる。角変形成分比αは、 α＝φｈ／２δm ＝４０ となる。From FIG. 14 showing changes in the amount of angular deformation due to the parameters β and ζ, and FIG. 15 showing changes in the amount of lateral in-plane contraction due to the parameters β and ζ, the angular deformation φ and the lateral contraction δ with respect to these parameters β and ζ. When reading the m, it can be seen that the φ = 0.005 rad δ m = 0.001mm . The angular deformation component ratio α is α = φh / 2δ m = 40.
【００３３】移動熱源による熱弾塑性変形の相似則を導
入すると、対象となる板の形状と熱源の幅が幾何学的相
似で、且つ金属板の材質は同一で熱的、力学的性質も同
じであることを前提にしたとき、上記パラメータβ、ζ
が同じであれば、相似化された時間と位置における温度
分布が一致し、相似の変形が起ることがわかる。Introducing the similarity law of thermo-elasto-plastic deformation by a moving heat source, the shape of the target plate and the width of the heat source are geometrically similar, and the material of the metal plate is the same, and the thermal and mechanical properties are also the same. Assuming that
It can be seen that if the values are the same, the temperature distributions at the similar time and the position are the same, and similar deformation occurs.
【００３４】相似則の適用例として、図９（イ）（ロ）
に示す２つのケースについて具体的な数値を設定した計
算結果を表１に比較する。As an application example of the similarity rule, FIG.
Table 1 compares the calculation results in which specific numerical values are set for the two cases shown in.
【００３５】[0035]
【表１】 なお、この例では、図にみるとおり軸対称の熱源が示し
てあるが、加熱源としてはさまざまな方法が考えられ
る。ここで提案する方法は、それらの熱源形状にも対応
して活用することができる。[Table 1] In this example, an axisymmetric heat source is shown as shown in the figure, but various methods are conceivable as the heating source. The method proposed here can be utilized corresponding to the shape of the heat source.
【００３６】ここでは、図９（イ）の板厚８mm、幅３０
０mm、長さ３００mmのモデルをＭ８、図９（ロ）の板厚
１６mm、幅６００mm、長さ６００mmのモデルをＭ１６と
呼ぶ。Here, the plate thickness of 8 mm and the width of 30 shown in FIG.
A model with 0 mm and a length of 300 mm is called M8, and a model with a plate thickness of 16 mm, a width of 600 mm and a length of 600 mm shown in FIG. 9B is called M16.
【００３７】表１からわかるように、幾何学的形状が２
倍の場合、相似の変形を発生させるためには、入熱量Ｑ
は２倍、熱源移動速度ｖは 1/2倍でなくてはならないこ
とがわかる。As can be seen from Table 1, the geometric shape is 2
In the case of double, in order to generate similar deformation, heat input Q
It can be seen that the heat source moving speed v must be twice and the heat source moving speed v must be half.
【００３８】図１０、図１１はＭ８、Ｍ１６の各板の加
熱線上、板長さ方向の中央での横断面位置、板表面及び
裏面で起る熱源移動に伴う温度履歴を示している。FIGS. 10 and 11 show the temperature history associated with the movement of the heat source occurring on the heating line of each of the M8 and M16 plates, at the center in the plate length direction, and on the plate front and back surfaces.
【００３９】グラフの縦軸は該部温度を示す。グラフの
横軸は標準化された相対時間であるが、同時に板長さ方
向の位置に対応しており、τ＝０．５は板長さ方向（図
８のＹ方向）の中央、τ＝１．０は終端に当る。β、ζ
が等しいＭ８、Ｍ１６では対応する位置での温度が一致
していることがわかる。The vertical axis of the graph shows the temperature of the part. The horizontal axis of the graph is the standardized relative time, but at the same time it corresponds to the position in the plate length direction, and τ = 0.5 is the center of the plate length direction (Y direction in FIG. 8), τ = 1. .0 is the end. β, ζ
It can be seen that the temperatures at the corresponding positions are the same for M8 and M16 with the same value.
【００４０】図１２はＭ８、Ｍ１６の加熱線上板長さ方
向の中央での横断面における熱源移動に伴う角変形の履
歴を示すものである。縦軸は変形角度（ラジアン）、横
軸は図１０、図１１の場合と同じである。FIG. 12 shows the history of angular deformation due to the movement of the heat source in the transverse section at the center of the heating wire upper plate length direction of M8 and M16. The vertical axis is the deformation angle (radian), and the horizontal axis is the same as in FIGS.
【００４１】図１３はＭ８、Ｍ１６の加熱線上板長さ方
向中央での横断面における板幅方向の収縮変形の履歴を
示すものである。FIG. 13 shows the history of shrinkage deformation of the M8 and M16 in the plate width direction in the transverse section at the center in the plate length direction on the heating wire.
【００４２】図１２、図１３において、熱源移動速度が
速い場合（ζ＝４．４）と遅い場合（ζ＝１．９）の時
間に伴う変化の様子及び変形量そのものの違いが明確に
よみとれる。In FIG. 12 and FIG. 13, it is clear that the state of the change with time and the difference in the amount of deformation itself when the heat source moving speed is fast (ζ = 4.4) and when the heat source moving speed is slow (ζ = 1.9). Can be taken.
【００４３】図１４はβ及びζを変えて行ったシリーズ
計算結果を整理したグラフである。FIG. 14 is a graph summarizing the results of series calculation performed by changing β and ζ.
【００４４】βを３．２×１０3 （板表面での最高温度
約４４５℃に相当） ４．４×１０3 （板表面での最高温度約６１５℃に相
当） ５．７×１０3 （板表面での最高温度約７８５℃に相
当）に選んでいる。Β is 3.2 × 10 3 (corresponding to the maximum temperature on the plate surface of about 445 ° C.) 4.4 × 10 3 (corresponding to the maximum temperature on the plate surface of about 615 ° C.) 5.7 × 10 3 ( (Corresponding to a maximum temperature of about 785 ° C on the plate surface)
【００４５】縦軸は角度変形量（ラジアン）、横軸はζ
（熱源移動速度に対応）、βが大きいほど（表面温度が
高いほど）角変形量が大きいことがわかる。The vertical axis represents the amount of angular deformation (radian), and the horizontal axis represents ζ.
It can be seen that (corresponding to the moving speed of the heat source), the larger β (the higher the surface temperature), the larger the amount of angular deformation.
【００４６】点線はＱ／ｖ（単位長さ当り入熱量）が等
しい点を結んだものである。これにより単位長さ当り入
熱量が同じでも入熱速度が違うと変形量が異なることが
わかる。Dotted lines connect points having the same Q / v (heat input amount per unit length). From this, it can be seen that even if the heat input amount per unit length is the same, the deformation amount is different if the heat input rate is different.
【００４７】図１５は板の加熱線上長さ方向中央での横
断面における横方向の縮み量とパラメータの関係を表わ
している。FIG. 15 shows the relationship between the amount of shrinkage in the lateral direction and the parameter in the transverse section at the center of the lengthwise direction of the plate on the heating line.
【００４８】縦軸は縮み量、横軸は図１４と同じ、点線
も図１４と同じである。The vertical axis is the amount of shrinkage, the horizontal axis is the same as in FIG. 14, and the dotted line is the same as in FIG.
【００４９】図１６は図１５と同一横断面上の幅方向中
心位置における幅方向収縮歪とパラメータの関係を表わ
している。曲げ歪量については、板表面と板厚中央にお
ける塑性歪の差によって表現してある。図１６は図１３
と図１４に示された傾向を統一して読みとれる図と考え
てよい。FIG. 16 shows the relationship between the shrinkage strain in the width direction and the parameter at the center position in the width direction on the same cross section as in FIG. The amount of bending strain is expressed by the difference in plastic strain between the plate surface and the center of plate thickness. 16 is shown in FIG.
It can be considered that the tendency shown in FIG.
【００５０】図１７は図９のような軸対称の加熱源を考
え、その分布の集中度合いを変化させたときの曲り変形
（ラジアン）及び横収縮（mm）の関係を表わしたもので
ある。加熱を板表面からの強制熱流束ｑとして与えると
想定し、ｑを次のような軸対称ガウス分布FIG. 17 shows the relationship between the bending deformation (radian) and the lateral shrinkage (mm) when the concentration degree of the distribution is changed considering the axially symmetric heating source as shown in FIG. Assuming that the heating is given as the forced heat flux q from the plate surface, let q be the axisymmetric Gaussian distribution
【００５１】[0051]
【数１】 但し、ｒ：熱源中心からの距離 ｑmax ：熱源中心での熱流束 とした場合のκを横軸としてとっている。この場合は、
κはｑ（ｒ）のひろがり加減を表わしκが大きいほど集
中し、小さいほど散漫となる。[Equation 1] However, r is the distance from the center of the heat source, qmax is the horizontal axis, and κ is the heat flux at the center of the heat source. in this case,
κ represents the spread of q (r), and the larger κ is, the more concentrated it is, and the smaller it is, the more diffuse it is.
【００５２】なお、ｑとＱの関係は、 Ｑ＝πｑmax ／κ である。The relationship between q and Q is Q = πqmax / κ.
【００５３】このグラフより入熱量も加熱速度も同じ場
合でも熱源の入熱分布パターンが異なると変形のおき方
が異なる。すなわち、曲げ加工の効率が大幅に変るとい
う重要な知見が与えられる。 (B) 最高温度を指定して生成固有歪を求める場合 (A) と同じガス炎、板厚の条件で最高温度を５００℃以
下に押えた加熱を行うための熱源移動速度を求め、その
ときの生成固有歪の特性値を求める。前述のように、温
度場はβとζの２つのパラメータによって特徴づけられ
る。図１８はβ及びζを系統的に変化させた温度分布の
計算結果をもとにして、板表面の最高温度Ｔs ，max を
縦軸にとって整理したものである。(A) の場合では、ｖ
＝１５mm／sec として、β＝４．４×１０3 、ζ＝３．
４であった。このときの最高温度は図１８より約６００
℃であることがわかる。最高温度を５００℃に下げるた
めには、ｖを増してβを下げる必要がある。同図からζ
＞３．０の領域ではＴs ，max はζにほとんど依存しな
いことがわかるので、βのみを調整すればよい。ｖ＝２
２．６mm／sec とすればβ＝３．７×１０3 となり、Ｔ
s ，max ＝５００℃となることがわかる。このときのζ
は、From this graph, even if the amount of heat input and the heating rate are the same, the manner of deformation differs if the heat input distribution pattern of the heat source is different. That is, an important finding is given that the efficiency of bending significantly changes. (B) When obtaining the generated intrinsic strain by designating the maximum temperature. Obtain the heat source moving speed for heating while keeping the maximum temperature below 500 ° C under the same gas flame and plate thickness conditions as in (A). At that time, The characteristic value of the generated intrinsic strain of is obtained. As mentioned above, the temperature field is characterized by two parameters, β and ζ. FIG. 18 is a graph in which the maximum temperatures T s and max of the plate surface are arranged on the vertical axis based on the calculation results of the temperature distribution in which β and ζ are systematically changed. In the case of (A), v
= 15 mm / sec, β = 4.4 × 10 3 , ζ = 3.
It was 4. The maximum temperature at this time is about 600 from FIG.
It can be seen that the temperature is ° C. In order to lower the maximum temperature to 500 ° C., it is necessary to increase v and lower β. From the figure, ζ
Since it can be seen that T s and max hardly depend on ζ in the region of> 3.0, only β needs to be adjusted. v = 2
If it is 2.6 mm / sec, β = 3.7 × 10 3 , and T
It can be seen that s , max = 500 ° C. Ζ at this time
Is
【００５４】[0054]
【数２】 となる。図１４、図１５にこれらのζ、βの値を適用す
ると、角変形φ＝２×１０-3rad 、横収縮δm ＝０．５
×１０-3mm程度となる。 (C) 生成固有歪から加熱条件を求める場合 加熱方法を策定する際に、何らかの理由で生成固有歪の
特性値が動かせないことがある（たとえば、加熱方法策
定法の第１の実施例におけるδmS、αS ）。この場合
に、どのような加熱条件（Ｑ、ｖ）で加熱したらよいか
を知ることができる。板厚が１６mmの場合に生成固有歪
の特性値が、δm ＝１０×１０-3mm、α＝７．２に指定
されたとする。角変形φは、 φ＝２αδm ／ｈ＝９×１０-3（rad.） となる。[Equation 2] Becomes Applying these values of ζ and β to FIGS. 14 and 15, angular deformation φ = 2 × 10 −3 rad, lateral contraction δ m = 0.5.
It is about 10 −3 mm. (C) When obtaining heating conditions from the generated intrinsic strain When the heating method is determined, the characteristic value of the generated intrinsic strain may not move for some reason (for example, δ in the first embodiment of the heating method determination method). mS , α S ). In this case, it is possible to know what heating conditions (Q, v) should be used for heating. It is assumed that the characteristic values of the generated intrinsic strain when the plate thickness is 16 mm are specified as δ m = 10 × 10 −3 mm and α = 7.2. The angular deformation φ is φ = 2αδ m / h = 9 × 10 −3 (rad.).
【００５５】図１４を再掲した図１９において、角変形
が９×１０-3rad となるような横軸に平行な線を引く。
同様に図１５を再掲した図２０において、横収縮量が１
０×１０-3mmとなる横軸に平行な線を引く。ζの値を変
えながら、縦軸に平行な線を種々引いてみて、横線と縦
線の交点でβが図１９と図２０とで一致するようなζ位
置を探す。結局、ζ＝２．１とすると、両図における交
点でのβの値が等しくなり、β＝５．２×１０3 程度と
なる。In FIG. 19 in which FIG. 14 is reproduced again, a line parallel to the horizontal axis is drawn so that the angular deformation is 9 × 10 −3 rad.
Similarly, in FIG. 20 in which FIG. 15 is reproduced, the lateral contraction amount is 1
Draw a line parallel to the horizontal axis that gives 0x10 -3 mm. While changing the value of ζ, various lines parallel to the vertical axis are drawn, and a ζ position where β matches in FIGS. 19 and 20 is searched for at the intersection of the horizontal line and the vertical line. After all, when ζ = 2.1, the values of β at the intersections in both figures become equal, and β = 5.2 × 10 3 or so.
【００５６】[0056]
【数３】 よって、２８０５cal/sec の強さのガス炎で５．８mm／
sec の移動速度で線状加熱すれば、所要のδm ＝１０×
１０-3mm、α＝７．２が達成されることになる。[Equation 3] Therefore, with a gas flame of 2805 cal / sec, 5.8 mm /
If linear heating is performed at a moving speed of sec, the required δ m = 10 ×
10 −3 mm, α = 7.2 will be achieved.
【００５７】上記のようにしてステップ５、ステップ６
で求められた加熱方法での加熱による生成固有歪を、ス
テップ８で初期形状に付与させ、曲り形状の線形シミュ
レーションを行い確認を行うようにして、金属板を曲げ
加工すると、求められた加熱方法で生成固有歪が与えら
れることによって目的形状に曲げ加工することができ
る。As described above, step 5 and step 6
In step 8, the inherent strain generated by the heating by the heating method obtained in step 3 is applied to the initial shape, and the linear shape simulation of the bent shape is performed for confirmation to bend the metal plate. By giving the generated intrinsic strain in, it is possible to bend into a target shape.
【００５８】[0058]
【発明の効果】以上述べた如く、本発明の線状加熱によ
る金属板の曲げ加工方法によれば、次のような優れた効
果を奏し得る。 (i) 各要素内での目的固有歪分布を計算して、求められ
た要素内での目的固有歪分布を、複数の加熱線によって
生成される生成固有歪で表現するようにしているので、
一般には、目的形状あるいは目的固有歪から加熱方法を
定める場合、通常は逆問題となり、種々の加熱方法を与
えた時の変形状態あるいは生成固有歪のデータを予め十
分多く蓄えておいた上で、その中から最も目的に合う加
熱方法を探し出すという手順をとらねばならないが、こ
の点本発明によれば、目的形状が与えられたならば、図
１に示すフローに従って曲げ加工方法を素人でも見つけ
出せるという効果を有し、又、この加熱方法を定めるプ
ロセスを採用したとしても、要素内で与えるべき生成固
有歪の特性値が規定された場合には、図１４、図１５で
与えられたような加熱条件と生成固有歪の関係を与える
データバンクが必要であるが、このことに対しても本発
明では、加熱線の数を増やしてやることによって、希望
する加熱条件（たとえば、生成固有歪の特性値が予めわ
かっている加熱条件）だけで目的固有歪を実現すること
が可能になった。 (ii)具体的な加熱条件によって発生する固有歪は、曲げ
成分と面内成分を同時に含むため、必要とする生成固有
歪を得る（すなわち、曲げ成分と面内成分のそれぞれを
求める値に合致させる）には、結果を知って原因を求め
る逆問題を解かねばならないという問題があり、この問
題を解くに当ってはどのような変形、すなわち、生成固
有歪を要求されても、必ず対応する効率のよい加熱条件
を取り出せる必要があるが、本発明では、加熱条件と生
成固有歪との定量的関係が広い範囲にわたって与えられ
るので、生成固有歪が与えられたときの適切な加熱条件
が求められて最適加熱装置を設計できる。更に、相似則
を導入したことにより、種々の加熱条件に対する生成固
有歪を求めようとする場合、小さい寸法のモデル実験で
大型対象物の推測が可能であること、計算結果の応用範
囲が広がること、全体をカバーする定量データを蓄積す
るための計算量、実験量を大幅に減らすことができるこ
と、等の効果が得られる。 (iii) 上記(i) (ii)により、従来試行錯誤の要素を多く
含んだ複雑な現象であるために熟練した技術者に頼らざ
るを得なかった線状加熱曲げ加工法について、装置化あ
るいは最適加工法の選択が可能になった。As described above, according to the method for bending a metal plate by linear heating of the present invention, the following excellent effects can be obtained. (i) The target intrinsic strain distribution in each element is calculated, and the target intrinsic strain distribution in the obtained element is expressed by the generated intrinsic strain generated by a plurality of heating lines.
In general, when determining the heating method from the target shape or the target intrinsic strain, it usually becomes an inverse problem, and after sufficiently storing the data of the deformation state or the generated intrinsic strain when various heating methods are given, The procedure of finding the most suitable heating method among them must be taken. However, according to the present invention, even if an intended shape is given, even an amateur can find a bending method according to the flow shown in FIG. Even if the process which has the effect and adopts this heating method is adopted, if the characteristic value of the generated intrinsic strain to be given in the element is specified, the heating as shown in FIGS. 14 and 15 is performed. A data bank that gives the relationship between the condition and the generated intrinsic strain is necessary. Against this, the present invention also increases the number of heating wires to obtain the desired heating condition ( Eg to characteristic values of the product-specific strain made it possible to achieve the desired intrinsic distortion just previously Known heating conditions). (ii) The intrinsic strain generated by a specific heating condition includes the bending component and the in-plane component at the same time, so the required generated intrinsic strain is obtained (that is, it matches the values to obtain the bending component and the in-plane component, respectively). The problem is that you have to solve the inverse problem of finding the cause by knowing the result. However, in the present invention, since the quantitative relationship between the heating condition and the generated intrinsic strain is given over a wide range, an appropriate heating condition when the generated intrinsic strain is given is The optimum heating device can be designed as required. Furthermore, by introducing the similarity rule, when trying to obtain the generated intrinsic strain for various heating conditions, it is possible to infer a large object by a model experiment with a small dimension, and the range of application of calculation results is widened. , The amount of calculation for accumulating quantitative data covering the whole and the amount of experiments can be greatly reduced, and so on. (iii) Due to the above (i) and (ii), the linear heating bending method that had to rely on a skilled engineer because it was a complicated phenomenon that conventionally included many elements of trial and error It became possible to select the optimum processing method.
【図１】本発明の方法の実施例を示すフローチャートで
ある。1 is a flow chart showing an embodiment of the method of the present invention.
【図２】初期形状から目的形状への写像と強制変形を示
すもので、（イ）はＦＥＭメッシュ分割の図、（ロ）は
目的形状の上に写像した状態図である。2A and 2B show mapping from an initial shape to a target shape and forced deformation. FIG. 2A is a diagram of FEM mesh division, and FIG. 2B is a state diagram mapped onto the target shape.
【図３】縮み代のとり方の一例を示す図である。FIG. 3 is a diagram showing an example of how to take a shrinkage allowance.
【図４】１本の加熱線により線状加熱したときの状態を
示すもので、（イ）は板の斜視図、（ロ）は生成固有歪
量を示す（イ）の断面図である。4A and 4B show a state when linear heating is performed by one heating wire, in which FIG. 4A is a perspective view of a plate, and FIG. 4B is a cross-sectional view of FIG.
【図５】２本の異った加熱条件の加熱線で目的固有歪を
実現する場合の例を示す図である。FIG. 5 is a diagram showing an example of a case where a target intrinsic strain is realized by two heating wires under different heating conditions.
【図６】図５の場合の要素毎の加熱線連結の模式図であ
る。FIG. 6 is a schematic diagram of heating wire connection for each element in the case of FIG.
【図７】３本のそれぞれ異なった加熱条件の加熱線で目
的固有歪を実現する場合の例を示す図である。FIG. 7 is a diagram showing an example of a case where a target intrinsic strain is realized by three heating wires under different heating conditions.
【図８】加熱条件が２種類でそれらに対応する加熱線が
それぞれ２本の場合の図５、図７に対応する図である。FIG. 8 is a diagram corresponding to FIGS. 5 and 7 in the case where there are two types of heating conditions and two heating lines corresponding to them.
【図９】相似則の適用例を示すもので、（イ）はモデル
Ｍ８の斜視図、（ロ）はモデルＭ１６の斜視図である。9A and 9B show application examples of the similarity rule, in which FIG. 9A is a perspective view of a model M8, and FIG. 9B is a perspective view of a model M16.
【図１０】パラメータζ＝４．４の場合のモデルＭ８と
Ｍ１６の対応する位置での温度履歴の比較を示す図であ
る。FIG. 10 is a diagram showing a comparison of temperature histories at corresponding positions of the models M8 and M16 when the parameter ζ = 4.4.
【図１１】パラメータζ＝１．９の場合のモデルＭ８と
Ｍ１６の対応する位置での温度履歴の比較を示す図であ
る。FIG. 11 is a diagram showing a comparison of temperature histories at corresponding positions of the models M8 and M16 when the parameter ζ = 1.9.
【図１２】モデルＭ８とＭ１６の対応する位置での角変
形の時間的変化の比較を示す図である。FIG. 12 is a diagram showing a comparison of changes over time in angular deformation at corresponding positions of models M8 and M16.
【図１３】モデルＭ８とＭ１６の対応する断面での面内
横収縮量の時間的変化を示す図である。FIG. 13 is a diagram showing a temporal change in in-plane lateral contraction amount in corresponding cross sections of the models M8 and M16.
【図１４】パラメータβ、ζによる角変形量の変化を示
す図である。FIG. 14 is a diagram showing changes in the amount of angular deformation due to parameters β and ζ.
【図１５】パラメータβ、ζによる面内横収縮量の変化
を示す図である。FIG. 15 is a diagram showing changes in in-plane lateral contraction amount due to parameters β and ζ.
【図１６】中央断面における塑性歪のパラメータβ、ζ
による変化を示す図である。FIG. 16 shows parameters β and ζ of plastic strain in the central cross section.
It is a figure which shows the change by.
【図１７】熱源の広がりが変形に及ぼす影響を示す図で
ある。FIG. 17 is a diagram showing the influence of the expansion of the heat source on the deformation.
【図１８】最高温度のパラメータβ、ζによる変化を示
す図である。FIG. 18 is a diagram showing changes in maximum temperature due to parameters β and ζ.
【図１９】角変形とパラメータζからのβの読みとりを
示す図である。FIG. 19 is a diagram showing angular deformation and reading of β from a parameter ζ.
【図２０】横収縮とパラメータζからのβの読みとりを
示す図である。FIG. 20 is a diagram showing lateral contraction and reading β from a parameter ζ.
【図２１】最近出願されている線状加熱による板の曲げ
加工方法の実施例を示すフローチャートである。FIG. 21 is a flowchart showing an example of a method of bending a plate by linear heating that has been recently applied.
【図２２】初期形状から目的形状に強制変形させたとき
の面内歪成分を示すもので、（イ）は初期形状を示す
図、（ロ）は目的形状を示す図、（ハ）は面内主歪ベク
トル図である。22A and 22B show in-plane strain components when the initial shape is forcibly deformed into a target shape, where (A) shows the initial shape, (B) shows the target shape, and (C) shows the surface. It is an inner principal distortion vector diagram.
１ ステップ１ ２ ステップ２ ３ ステップ３ ４ ステップ４ ５ ステップ５ ６ ステップ６ ７ ステップ７ ８ ステップ８ ９ ステップ９ ａ 加熱線 ｂ 加熱線 ｃ 加熱線 ｄ 加熱線 Ｐ 金属板 1 step 1 2 step 2 3 step 3 4 step 4 5 step 5 6 step 6 7 step 7 8 step 8 9 step 9 a heating wire b heating wire c heating wire d heating wire P metal plate
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 根木 勲 東京都江東区豊洲三丁目１番15号 石川島 播磨重工業株式会社技術研究所内 (72)発明者 上田 幸雄 大阪府茨木市美穂ケ丘11−１ 大阪大学溶 接工学研究所内 (72)発明者 村川 英一 大阪府茨木市美穂ケ丘11−１ 大阪大学溶 接工学研究所内 (72)発明者 ラシュワン・アーメド・モハメド 大阪府茨木市美穂ケ丘11−１ 大阪大学溶 接工学研究所内 (72)発明者 奥本 泰久 広島県東広島市高屋うめの辺１番 近畿大 学工学部内 ─────────────────────────────────────────────────── ─── Continuation of the front page (72) Inventor Isao Negi 3-1-1, Toyosu, Koto-ku, Tokyo Ishikawajima Harima Heavy Industries Ltd. Technical Research Institute (72) Inventor Yukio Ueda 11-1 Mihogaoka, Ibaraki-shi, Osaka Osaka University Inside the Welding Engineering Laboratory (72) Inventor Eiichi Murakawa 11-1 Mihogaoka, Ibaraki City, Osaka Prefecture Inside the Welding Engineering Laboratory, Osaka University (72) Inventor Rashwan Ahmed Mohamed 11-1 Mihogaoka, Ibaraki City, Osaka Prefecture Institute of Engineering (72) Inventor Yasuhisa Okumoto 1st Takaya Umenobe, Higashihiroshima City, Hiroshima Prefecture Kinki University Faculty of Engineering
Claims (1)
曲げ加工するために、先ず、初期形状と目的形状の幾何
学情報をインプットし、初期形状に基づいて有限要素法
のメッシュ分割を行って、その分割形状を目的形状の上
に写像し、次いで、初期形状から目的形状まで強制的に
変形させて目的固有歪分布を計算し、得られた目的固有
歪分布を複数の加熱線によって生成される生成固有歪で
表現すると共に、このとき加熱装置と被加工材の組合わ
せに対する加熱条件と生成固有歪との定量的関係を相似
則を導入して求めるようにし、次に、各要素内での上記
加熱線を連結して板全体の加熱線の位置、方向、加熱条
件を定めて表示した後、加熱条件が与えられたときに求
められた生成固有歪を初期形状に付与することによって
曲り形状の確認のための線形シミュレーションを行った
上で、金属板の曲げ加工を行うことを特徴とする線状加
熱による金属板の曲げ加工方法。1. In order to bend a metal plate from an initial shape to a final target shape, first, geometric information of the initial shape and the target shape is input, and mesh division of the finite element method is performed based on the initial shape. Then, the divided shape is mapped onto the target shape, then the target intrinsic strain distribution is calculated by forcibly deforming from the initial shape to the target shape, and the obtained target intrinsic strain distribution is generated by multiple heating lines. It is expressed by the generated intrinsic strain, and at this time, the quantitative relationship between the heating condition and the generated intrinsic strain for the combination of the heating device and the work material is obtained by introducing the similarity rule. By connecting the above-mentioned heating line in, and displaying the position, direction, and heating conditions of the heating line of the entire plate, by giving the generated intrinsic strain obtained when the heating condition is given to the initial shape Check the bent shape A method of bending a metal plate by linear heating, which comprises performing a linear simulation for bending, and then bending the metal plate.
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP3239893A JP2666674B2 (en) | 1993-01-29 | 1993-01-29 | Method of bending metal plate by linear heating |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP3239893A JP2666674B2 (en) | 1993-01-29 | 1993-01-29 | Method of bending metal plate by linear heating |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH06226360A true JPH06226360A (en) | 1994-08-16 |
| JP2666674B2 JP2666674B2 (en) | 1997-10-22 |
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ID=12357854
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| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
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| Country | Link |
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1993
- 1993-01-29 JP JP3239893A patent/JP2666674B2/en not_active Expired - Lifetime
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| JP2666674B2 (en) | 1997-10-22 |
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