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WO2016190083A1 - プレス成形品及びその設計方法 - Google Patents

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WO2016190083A1
WO2016190083A1 PCT/JP2016/063867 JP2016063867W WO2016190083A1 WO 2016190083 A1 WO2016190083 A1 WO 2016190083A1 JP 2016063867 W JP2016063867 W JP 2016063867W WO 2016190083 A1 WO2016190083 A1 WO 2016190083A1
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WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
press
weld line
metal plate
strain
formed product
Prior art date
Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
Ceased
Application number
PCT/JP2016/063867
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
雅寛 斎藤
嘉明 中澤
研一郎 大塚
伊藤　泰弘
泰山　正則
仁寿 徳永
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
Nippon Steel Corp
Original Assignee
Nippon Steel and Sumitomo Metal Corp
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by Nippon Steel and Sumitomo Metal Corp filed Critical Nippon Steel and Sumitomo Metal Corp
Priority to US15/575,824 priority Critical patent/US10695815B2/en
Priority to CN201680028467.4A priority patent/CN107614139B/zh
Priority to JP2017520600A priority patent/JP6439868B2/ja
Priority to ES16799791T priority patent/ES2774475T3/es
Priority to CA2984746A priority patent/CA2984746C/en
Priority to KR1020177036546A priority patent/KR102036750B1/ko
Priority to EP16799791.5A priority patent/EP3278896B1/en
Priority to MX2017014727A priority patent/MX388365B/es
Priority to RU2017144217A priority patent/RU2688112C1/ru
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    • B21D22/022—Stamping using rigid devices or tools by heating the blank or stamping associated with heat treatment
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    • B21D35/002—Processes combined with methods covered by groups B21D1/00 - B21D31/00
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    • B21D35/006—Blanks having varying thickness, e.g. tailored blanks
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21D—WORKING OR PROCESSING OF SHEET METAL OR METAL TUBES, RODS OR PROFILES WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21D53/00—Making other particular articles
    • B21D53/88—Making other particular articles other parts for vehicles, e.g. cowlings, mudguards

Definitions

  • the present invention relates to a press-molded product (hereinafter, also simply referred to as “molded product”) formed by pressing from a metal plate material.
  • molded product also simply referred to as “molded product”
  • the present invention relates to a press-molded product including a flange portion formed by stretch flange deformation, and a method for designing the molded product.
  • Automotive frame parts constituting the body of automobiles are promoted to be lighter and more functional (eg, improved collision resistance).
  • a tailored blank is used as a material for the skeleton component.
  • the tailored blank is obtained by integrating a plurality of metal plates having different tensile strengths, plate thicknesses, and the like by joining (for example, butt welding).
  • TWB such a tailored blank is also referred to as TWB.
  • a press-molded product is obtained by pressing TWB.
  • the press-formed product is subjected to trimming, wrist-like processing, and the like as necessary, and finished into a desired shape.
  • the front pillar and the side sill are a composite of skeletal parts.
  • the front pillar is disposed on the front side of the vehicle body and extends in the vertical direction.
  • the side sill is disposed at the lower part of the vehicle body and extends in the front-rear direction.
  • the lower end portion of the front pillar and the front end portion of the side sill are connected to each other.
  • the structure of the front pillar there is a case in which a structure divided vertically is adopted.
  • the upper part is called a front pillar upper
  • the lower part is called a front pillar lower.
  • the lower end portion of the front pillar upper and the upper end portion of the front pillar lower are coupled to each other.
  • the front pillar lower includes, for example, a front pillar lower outer (hereinafter simply referred to as “outer”), a front pillar lower inner (hereinafter also simply referred to as “inner”), and a front pillar lower reinforcement (hereinafter referred to as “outer”). Simply referred to as “reinforce”).
  • the outer is disposed outside in the vehicle width direction.
  • the inner is arranged on the inner side in the vehicle width direction.
  • the reinforcement is arranged between the outer and inner.
  • the outer is curved in an L shape along the longitudinal direction, and the cross-sectional shape thereof is a hat shape throughout the entire length direction.
  • the outer is a press-formed product.
  • FIG. 1A and 1B are schematic views showing an example of a front pillar lower outer that is a press-formed product.
  • FIG. 1A shows a plan view
  • FIG. 1B shows a cross-sectional view taken along line AA of FIG. 1A.
  • the side coupled to the side sill is indicated by a symbol “S”
  • the side coupled to the front pillar upper is denoted by a symbol “U”.
  • the front pillar lower outer 10 includes a curved portion 13 (see a region surrounded by a two-dot chain line in FIG. 1A) 13 that is curved in an L shape along the longitudinal direction, and the curved portion 13.
  • part 12 connected to each of both ends are provided.
  • the first portion 11 extends straight from the curved portion 13 toward the rear in the traveling direction of the automobile, and is coupled to the side sill.
  • the second part 12 extends straight upward from the curved part 13 and is coupled to the front pillar upper.
  • the outer 10 has a hat-like cross-sectional shape over the entire region in the longitudinal direction from the end coupled to the front pillar upper to the end coupled to the side sill.
  • the curved part 13, the first part 11 and the second part 12 constituting the outer 10 are all the top plate part 10a, the first vertical wall part 10b, the second vertical wall part 10c, and the first A flange portion 10d and a second flange portion 10e are included.
  • the 1st vertical wall part 10b is connected with the whole range of the side part which becomes a curve inner side among the both sides of the top-plate part 10a.
  • the 2nd vertical wall part 10c is connected with the whole range of the side part which becomes a curve outer side among the both sides of the top-plate part 10a.
  • the first flange portion 10d is connected to the first vertical wall portion 10b.
  • the second flange portion 10e is connected to the second vertical wall portion 10c.
  • TWB can be used for manufacturing such a front pillar lower outer 10.
  • TWB can be used for manufacturing such a front pillar lower outer 10.
  • the method of forming a press-formed product from TWB there are the following conventional techniques.
  • Patent Document 1 discloses a technique for reducing the load acting on the vicinity of the weld line of TWB during press working.
  • the TWB is notched at a position slightly away from the weld line. It is described in Patent Document 1 that the strain generated in the vicinity of the weld line during the press working is dispersed by the notches and the moldability of the molded product is improved.
  • Patent Document 2 discloses a technique of pressing a TWB composed of two metal plates having different tensile strength and thickness.
  • a TWB weld line is disposed in a portion where a strain gradient is generated when a single metal plate that is not TWB is pressed.
  • strength metal plate is arrange
  • strength metal plate is arrange
  • Patent Document 3 discloses a technique for pressing a TWB composed of two metal plates having the same tensile strength and ductility. In this technique, heat treatment such as nitriding is performed on a specific part of a molded product obtained by press working, and the specific part is strengthened. Patent Document 3 describes that the moldability of the molded product is improved because the deformation resistance of the metal plate is uniform during the press working before the heat treatment.
  • Stretch flange deformation is a form of deformation in which the blank extends in the direction along the moving direction of the machining tool and simultaneously extends in the circumferential direction perpendicular to the moving direction as the machining tool (die) enters the blank. That is.
  • a press-molded product front pillar lower outer 10) that is curved in an L shape along the longitudinal direction and has a hat-shaped cross-section (front pillar lower outer 10) has a die and a punch as processing tools.
  • a blank holder is used as necessary. The blank holder is disposed adjacent to the punch. At the time of pressing, the blank edge is sandwiched between the blank holder and the die, and the irregular deformation of the blank is suppressed.
  • a pad may be used in manufacture of a press-molded product. The pad is placed inside the die and facing the punch. During the press working, the blank is sandwiched between the pad and the punch, and the irregular deformation of the blank is suppressed.
  • the arcuate region 14 inside the curved portion 13 in the region of the first flange portion 10d is the radial direction of the arc (the width direction of the curved portion). At the same time, it extends in the circumferential direction of the arc (longitudinal direction of the curved portion). That is, the arcuate region 14 is formed by stretch flange deformation.
  • the weld line of TWB is disposed so as to avoid a region where stretch flange deformation occurs (hereinafter also referred to as “stretch flange deformation field”).
  • stretch flange deformation field a region where stretch flange deformation occurs
  • the arrangement position of the weld line is limited to the region of the first portion 11 on the side sill side S or the region of the second portion 12 on the front pillar upper side U. Is done. This is because the region of the curved portion 13 includes the arcuate region 14 that becomes the stretch flange deformation field. For this reason, the degree of freedom in designing a press-formed product using TWB is limited.
  • Patent Document 2 merely describes the following regarding the position of the TWB weld line.
  • the weld line of TWB is arranged at a portion within 5 to 10 mm and within 200 mm from a location where a crack occurs when a single blank is pressed.
  • Patent Document 3 it is necessary to perform heat treatment such as nitriding on a molded product after press working. Therefore, not only the excessive heat treatment cost is imposed, but also the manufacturing process increases.
  • Patent Documents 1 to 3 can easily realize improvement in the degree of freedom in design of press-formed products.
  • An object of the present invention is to provide a press-formed product having the following characteristics and a design method thereof: To improve the design freedom of press-molded products molded from TWB.
  • the press-formed product according to an embodiment of the present invention is a tailored blank in which a plurality of metal plates are butt-welded.
  • the press-molded product includes a flange portion and an arc-shaped region whose inner peripheral edge is open in the region of the flange portion.
  • the weld line of the tailored blank intersects the inner periphery of the arcuate region and the outer periphery of the arcuate region.
  • the angle formed by the weld line and the maximum principal strain direction is 17 to 84 °.
  • a design method is the above-described method for designing a press-formed product.
  • the strain d ⁇ WL y ′ along the weld line in the center of the weld line in the width direction and the strain d ⁇ BM y along the weld line in the vicinity of the weld line of the metal plate The welding line is arranged so that the relative difference between and becomes 0.030 or less.
  • the press-formed product and the design method thereof according to the present invention have the following remarkable effects:
  • the design flexibility of press-molded products molded from TWB can be improved.
  • FIG. 1A is a plan view schematically showing an example of a front pillar lower outer that is a press-formed product.
  • 1B is a cross-sectional view taken along the line AA in FIG. 1A.
  • FIG. 2 is a plan view schematically showing an example of a front pillar lower outer as a press-formed product of the present embodiment.
  • FIG. 3 is a plan view schematically showing a TWB used in manufacturing the front pillar lower outer shown in FIG.
  • FIG. 4 is an enlarged perspective view showing a curved inner region of the curved portion in the front pillar lower outer shown in FIG.
  • FIG. 5 is a schematic diagram showing a state of occurrence of strain in the stretch flange deformation field.
  • FIG. 6A is a diagram schematically showing an outline of FEM analysis performed for examining the arrangement of weld lines in a plane strain deformation field (stretch flange deformation field), and a perspective view showing an analysis model including a mold. It is. 6B is a plan view showing the shape of a blank in the analysis model of FIG. 6A. FIG. 6C is a perspective view showing the shape of a molded product molded using the analysis model of FIG. 6A.
  • FIG. 7 is a perspective view showing a press-formed product obtained by a hole expansion test performed to examine the arrangement of the weld line in a uniaxial tensile deformation field (stretch flange deformation field).
  • FIG. 8 is a schematic diagram showing a state of occurrence of strain due to stretch flange deformation of the press-formed product shown in FIG.
  • FIG. 9 is a diagram showing a correlation between the angle ⁇ of the weld line and the r value of the base metal plate.
  • FIG. 10 is a cross-sectional view schematically showing an outline of the hole expansion test.
  • FIG. 11 is a plan view showing a TWB used in the hole expansion test.
  • FIG. 12A is a photograph showing the appearance of a typical press-formed product by the hole expansion test, and shows a case where the second angle ⁇ of the weld line is about 43 °.
  • FIG. 12B is a photograph showing the appearance of a typical press-formed product by the hole expansion test, and shows a case where the second angle ⁇ of the weld line is about 58 °.
  • FIG. 12C is a photograph showing the appearance of a typical press-formed product by the hole expansion test, and shows a case where the weld line second angle ⁇ is about 68 °.
  • FIG. 12D is a photograph showing the appearance of a typical press-formed product by the hole expansion test, and shows a case where the second angle ⁇ of the weld line is about 90 °.
  • FIG. 13 is a plan view schematically showing an outline of a collision test.
  • FIG. 14A is a plan view showing a front pillar lower outer of Comparative Example 1 used in a collision test.
  • FIG. 14B is a plan view showing the front pillar lower outer of Example 1 of the present invention used in the collision test.
  • FIG. 14C is a plan view showing the front pillar lower outer of Comparative Example 2 used in the collision test.
  • FIG. 15A is a diagram showing a test result of the collision test, and shows the absorbed energy of the front pillar lower outer.
  • FIG. 15B is a diagram showing a test result of a collision test, and shows absorbed energy per unit volume of the front pillar lower outer.
  • FIG. 16A is a schematic diagram showing the shape of a blank used for press forming and the shape of a metal plate before trim processing used for manufacturing the blank as Comparative Example 3.
  • FIG. 16B is a schematic diagram showing a shape of a blank used for press forming and a shape of a metal plate before trim processing used for manufacturing the blank as Comparative Example 4.
  • FIG. 16C is a schematic diagram showing the shape of a blank used for press forming and the shape of a metal plate before trimming used for manufacturing the blank as Example 2 of the present invention.
  • FIG. 16D is a schematic diagram illustrating a shape of a blank used for press forming and a shape of a metal plate before trim processing used for manufacturing the blank as Comparative Example 5.
  • FIG. 17 is a diagram showing the area of the blank removed by trim processing for each of Example 2 and Comparative Examples 3 to 5.
  • FIG. 18 is a diagram showing an example of the relationship between the ratio ⁇ of the WL weld line direction strain d ⁇ WL y ′ to the maximum principal strain d ⁇ x and the strain ratio ⁇ .
  • the press-formed product according to an embodiment of the present invention is a tailored blank in which a plurality of metal plates are butt-welded.
  • the press-molded product includes a flange portion and an arc-shaped region whose inner peripheral edge is open in the region of the flange portion.
  • the weld line of the tailored blank intersects the inner periphery of the arcuate region and the outer periphery of the arcuate region.
  • the angle formed by the weld line and the maximum principal strain direction is 17 to 84 °.
  • the press-formed product is formed by pressing.
  • the arcuate region is formed by stretched flange deformation.
  • the maximum principal strain direction is the maximum principal strain direction of stretch flange deformation.
  • the angle formed by the tangent line of the inner periphery at the intersection of the weld line and the inner periphery and the weld line is 40 to 75 °.
  • the two metal plates constituting the tailored blank, and the two metal plates are different in at least one of tensile strength and plate thickness.
  • the press-molded product is a skeletal component for automobiles that curves in an L shape along the longitudinal direction.
  • the cross-sectional shape of the skeletal component is a hat shape over the entire longitudinal direction.
  • the skeletal component includes a curved portion that curves along the longitudinal direction, and a first portion and a second portion that extend from both ends of the curved portion.
  • the skeletal component is a component assumed to receive a collision load along the extending direction of the first part.
  • the arc-shaped region is a flange portion inside the curved portion.
  • the plate thickness of the metal plate arranged on the first part side is thicker than the plate thickness of the metal plate arranged on the second part side.
  • the skeletal part is the front pillar lower outer.
  • the first part is connected to the side sill, and the second part is connected to the front pillar upper.
  • the integrated value of the tensile strength and thickness of the metal plate arranged on the first part side is the integrated value of the tensile strength and thickness of the metal plate arranged on the second part side. It is preferable that it is substantially equal to the value. As a typical example, the difference between the integrated values is 600 mm ⁇ MPa or less.
  • the weld line is arranged so as to be in the following state.
  • the relative difference between the strain d ⁇ WL y ′ in the direction along the weld line in the center of the weld line in the width direction and the strain d ⁇ BM y ′ in the direction along the weld line in the vicinity of the weld line of the metal plate is 0 .030 or less. More preferably, the relative difference between the strain d ⁇ WL y ′ and the strain d ⁇ BM y ′ is 0 (zero).
  • FIG. 2 is a plan view schematically showing an example of a front pillar lower outer as a press-formed product of the present embodiment.
  • FIG. 3 is a plan view schematically showing a TWB used when the front pillar lower outer 10 shown in FIG. 2 is manufactured.
  • FIG. 4 is an enlarged perspective view showing a curved inner region of the curved portion in the front pillar lower outer shown in FIG.
  • the outer 10 of the present embodiment shown in FIG. 2 is curved in an L shape along the longitudinal direction, like the outer shown in FIG. 1A, and the cross-sectional shape is a hat shape over the entire region in the longitudinal direction (FIG. 1B). reference).
  • the outer 10 includes a curved portion 13 that is curved in an L shape along the longitudinal direction, and a first portion 11 and a second portion 12 that are connected to both ends of the curved portion 13.
  • the first portion 11 extends straight from the curved portion 13 toward the rear in the traveling direction of the automobile, and is coupled to the side sill.
  • the second part 12 extends straight upward from the curved part 13 and is coupled to the front pillar upper.
  • the outer 10 is a skeleton component that constitutes a front pillar lower and is assumed to receive a collision load along the extending direction of the first portion 11 coupled to the side sill.
  • the outer 10 of the present embodiment is formed by pressing from the TWB 20 shown in FIG.
  • the weld line L of the TWB 20 is arranged so as to correspond to the region of the curved portion 13 of the outer 10.
  • the arcuate region 14 inside the curved portion 13 in the region of the first flange portion 10 d extends and becomes a flange deformation field during press working.
  • region 14 becomes a ridgeline connected with the 1st vertical wall part 10b.
  • the inner peripheral edge 14b of the arcuate region 14 is open.
  • the weld line L intersects the inner peripheral edge 14b and the outer peripheral edge 14a of the arcuate region 14.
  • the TWB 20 is obtained by joining two metal plates by butt welding, and includes a first metal plate 21 and a second metal plate 22.
  • the first metal plate 21 is arranged to be on the first portion 11 side (side sill side) of the outer 10
  • the second metal plate 22 is on the second portion 12 side (front pillar upper side) of the outer 10. It arrange
  • the tensile strength of the first metal plate 21 is lower than the tensile strength of the second metal plate 22.
  • the tensile strength of the first metal plate 21 may be the same as the tensile strength of the second metal plate 22 or may be higher than the tensile strength of the second metal plate 22.
  • the thickness of the first metal plate 21 is larger than the thickness of the second metal plate 22.
  • the plate thickness on the side sill side corresponds to the plate thickness of the first metal plate 21, and the plate thickness on the front pillar upper side (second portion 12 side) is second.
  • bonded with a front pillar upper is thin, the weight reduction of the outer 10 is realizable. Since the plate thickness on the second portion 12 side has a low contribution to the axial crush performance of the first portion 11, there is no problem in the anti-collision performance.
  • weld line first angle (hereinafter also referred to as “weld line first angle”) formed by the weld line L and the maximum principal strain direction of the stretch flange deformation is 17 to 84 °. Is done.
  • the maximum principal strain direction is a curve at a portion where the plate thickness reduction rate is maximum (hereinafter also referred to as “maximum plate thickness reduction portion”) in the arcuate region 14 in which the plate thickness is reduced due to stretch flange deformation during press working. This is the circumferential direction of the arc (see the dotted arrow in FIG. 4).
  • the maximum thickness reduction portion appears in the vicinity of the weld line L on the metal plate side having a relatively low strength among the first and second metal plates 21 and 22 joined with the weld line L interposed therebetween.
  • the equivalent strength of the metal plate is the integrated value [mm ⁇ MPa] of the tensile strength [MPa] and the plate thickness [mm] of the metal plate.
  • the vicinity of the weld line L is, for example, within a range of 0.5 to 4 mm from the boundary between the weld line L and the metal plate on the low equivalent strength side.
  • the maximum thickness reduction portion is a portion showing a reduction in the thickness up to 0.8 times the value of the work hardening coefficient (n value) of the metal plate on the low equivalent strength side or the n value.
  • the maximum principal strain direction can be easily recognized from the shape of the press-formed product (outer 10). Specifically, when a concentric arc centered on the arc center of the outer peripheral edge 14a of the arc-shaped region 14 is drawn, the direction along the arc tangent at the maximum thickness reduction portion is the maximum principal strain direction.
  • the first angle ⁇ of the weld line is 17 to 84 °, it is possible to reduce the plate thickness reduction rate at the maximum plate thickness reduction portion and suppress the occurrence of cracks. As a result, the moldability of the molded product can be ensured.
  • weld line L of the TWB 20 is simply arranged in the arcuate region 14 of the outer 10, cracks are likely to occur near the intersection of the weld line L and the inner peripheral edge 14b of the arcuate region 14. This crack also occurs in the vicinity of the weld line L on the metal plate side having a relatively low strength among the first and second metal plates 21 and 22 joined with the weld line L interposed therebetween. Therefore, in the present embodiment, in the arc-shaped region 14 of the outer 10, an angle ⁇ (hereinafter referred to as “weld line 2”) formed by the tangent line of the inner peripheral edge 14b at the intersection of the weld line L and the inner peripheral edge 14b and the weld line L. The angle is also referred to as 40 to 75 °.
  • the second angle ⁇ of the weld line is 40 to 75 °, the occurrence of cracks at the inner periphery of the arcuate region can be suppressed. As a result, the moldability of the molded product can be ensured.
  • the aspect of press molding for manufacturing the outer 10 of the present embodiment may be appropriately selected according to the shape of the molded product. For example, not only flange molding but also bending molding, drawing molding, stretch molding, hole expansion molding, and the like can be combined. As a mold, a pair of die and punch are used. Further, a blank holder, a pad, or the like can be used to hold the blank.
  • the weld line L is disposed at the curved portion 13.
  • the outer 10 of the present embodiment has higher energy absorption at the time of collision and can improve the collision resistance compared to the case where the weld line is arranged in the straight portion on the first portion 11 side coupled to the side sill.
  • the outer 10 of the present embodiment has an energy absorption at the time of collision as compared with the case where the weld line is arranged in the straight portion on the second portion 12 side coupled to the front pillar upper. high. Therefore, it is possible to achieve a balance between light weight and high functionality.
  • the outer 10 of the present embodiment is formed from the TWB 20 including the first metal plate 21 and the second metal plate 22.
  • the equivalent strength of the first metal plate 21 disposed on the first portion 11 side is substantially equal to the equivalent strength of the second metal plate 22 disposed on the second portion 12 side. This is because the deformation resistance of the first and second metal plates 21 and 22 becomes equal at the time of pressing, and the moldability of the molded product can be further improved.
  • “Equivalent strength is substantially equal” allows a difference in equivalent strength of up to 600 mm ⁇ MPa. That is, the difference between the equivalent strength of the first metal plate 21 and the equivalent strength of the second metal plate 22 is preferably 600 mm ⁇ MPa or less. The difference in their equivalent strengths is more preferably 400 mm ⁇ MPa or less, and further preferably 350 mm ⁇ MPa or less.
  • the width of the weld line L of the TWB 20 is narrow. This is because, in the present embodiment, attention is focused on the deformation in the weld line direction in the region including the weld line L and its vicinity, and the deformation is examined in accordance with the actual situation. The deformation is based on the amount of strain in the weld line direction at the center of the weld line L in the width direction.
  • Laser welding can be employed as a welding method for forming the narrow weld line L.
  • plasma welding can be employed.
  • the deformation field of the region including the weld line and the vicinity thereof is arranged.
  • the (strain field) is a uniaxial tensile deformation field or a deformation field close to plane strain.
  • a deformation field close to plane strain hereinafter also referred to as “plane strain deformation field”.
  • plane strain deformation field a deformation field close to plane strain.
  • a uniaxial tensile deformation field is formed at the inner peripheral edge of the arcuate region. This is because the inner periphery is open.
  • FIG. 5 is a schematic diagram showing the state of occurrence of strain in the stretch flange deformation field.
  • the weld line L has a width (see the shaded portion in FIG. 5).
  • the weld line L intersects the circumferential direction of the curved arc in the arc-shaped region (that is, the maximum principal strain direction of the flange deformation) at an angle ⁇ (that is, the first angle of the weld line).
  • the strain d ⁇ x is generated in the circumferential direction of the curved arc on the base metal plates 21 and 22 near the weld line.
  • this strain d ⁇ x is also referred to as circumferential strain.
  • a strain d ⁇ y is generated in a direction perpendicular to the circumferential direction of the curved arc (that is, the radial direction of the curved arc).
  • this strain d ⁇ y is also referred to as radial strain.
  • d ⁇ y d ⁇ x ⁇ ( ⁇ r) / (1 + r) (1)
  • r is an r value.
  • d ⁇ y ′ can be expressed by the following equation (2).
  • This equation (2) is derived by coordinate transformation of the circumferential strain d ⁇ x and the radial strain d ⁇ y using a tensor coordinate transformation rule.
  • BM weld line direction strain d ⁇ y ′ can also be expressed by the following equation (3).
  • d ⁇ y ′ d ⁇ x ⁇ (cos ⁇ ) 2 + d ⁇ x ⁇ ( ⁇ r) / (1 + r) ⁇ (sin ⁇ ) 2 (3)
  • any of the above formulas (1) to (3) is common to the uniaxial tensile deformation field and the plane strain deformation field.
  • the maximum thickness reduction portion appears in the vicinity of the weld line on the metal plate side having a relatively low strength among the two metal plates 21 and 22 joined with the weld line L interposed therebetween.
  • the portion of the weld line adjacent to the maximum thickness reduction portion in the circumferential direction of the curved arc the strain in the weld line direction at the center in the width direction of the weld line is defined as d ⁇ WL y ′.
  • the distortion d? WL y 'the WL weld line direction strain d? WL y' the distortion d? WL y'.
  • the weld line when designing a press-formed product, is formed so that the relative difference between the WL weld line direction strain d ⁇ WL y ′ and the BM weld line direction strain d ⁇ y ′ is reduced during the press work. Deploy.
  • the weld line may be arranged so that the relative difference between the WL weld line direction strain d ⁇ WL y ′ and the BM weld line direction strain d ⁇ y ′ is 0.030 or less in accordance with the actual situation.
  • the weld line is arranged so that the relative difference between the WL weld line direction strain d ⁇ WL y ′ and the BM weld line direction strain d ⁇ y ′ becomes zero, the occurrence of cracks can be most effectively suppressed.
  • FIG. 6A to 6C are diagrams schematically showing an outline of the FEM analysis performed for examining the arrangement of the weld line in the plane strain deformation field (stretch flange deformation field).
  • FIG. 6A is a perspective view showing an analysis model including a mold.
  • FIG. 6B is a plan view showing the shape of the blank.
  • FIG. 6C is a perspective view showing the shape of a molded product.
  • a press-formed product 15 curved in an L shape along the longitudinal direction was adopted as a molded product including a plane strain deformation field of stretch flange deformation.
  • the press-molded product 15 includes a top plate portion 15a curved in an L shape, a vertical wall portion 15b connected to a curved inner side portion of the top plate portion 15a, a flange portion 15c connected to the vertical wall portion 15b, including.
  • the flange portion 15c includes an arcuate region 16 formed by stretch flange deformation.
  • the molded product 15 includes a weld line L so as to intersect the inner peripheral edge 16b and the outer peripheral edge 16a of the arc-shaped region 16.
  • a TWB 25 composed of two metal plates A and B was adopted as shown in FIG. 6B.
  • the weld line L was arranged at a position corresponding to the arcuate region 16 of the press-formed product 15.
  • the metal plate A is a high-tensile steel plate equivalent to JAC980Y of the Japan Iron and Steel Federation standard (hereinafter also referred to as “980 MPa class high ten”)
  • the metal plate B is a high-tensile steel plate equivalent to JAC780Y of the same standard (hereinafter referred to as “780 MPa class”). It was also called “HITEN”. All the plate thicknesses were 1.6 mm. That is, the equivalent strength of the metal plate A was higher than the equivalent strength of the metal plate B.
  • the press working was performed using a die 26, a punch 27, and a pad 28 as shown in FIG. 6A.
  • the angle ⁇ (weld line first angle) formed by the weld line L and the maximum principal strain direction of the stretch flange deformation is four levels of 23 °, 40 °, 72 °, and 86 °.
  • the arrangement of the weld line L of the TWB 25 was changed.
  • the maximum thickness reduction portion appeared not in the inner peripheral edge 16b of the arc-shaped region 16 but in the vicinity of the outer peripheral edge 16a connected to the vertical wall portion 15b.
  • decrease part was the metal plate (metal plate B) of the low equivalent strength side of the welding line L vicinity.
  • Table 1 The results are shown in Table 1 below.
  • the plate thickness reduction rate was the lowest when the first angle ⁇ of the weld line was 40 °. Therefore, in the present embodiment, it is preferable to set the first angle ⁇ of the weld line to 17 to 84 ° in consideration of the conditions actually used in the press working. This is because the plate thickness reduction rate can be kept low, and the occurrence of cracks in the vicinity of the weld line can be suppressed.
  • the first weld line angle ⁇ is preferably 17 to 71 °, more preferably 19 to 71 °, and still more preferably 25 to 71 °.
  • ) is the smaller the better. Therefore, the relative difference is preferably 0.030 or less, more preferably 0.025 or less, and still more preferably 0.
  • FIG. 7 is a perspective view showing a press-formed product obtained by a hole expansion test performed to examine the arrangement of the weld line in a uniaxial tensile deformation field (stretch flange deformation field).
  • FIG. 8 is a schematic diagram showing a state of occurrence of strain due to stretch flange deformation of the press-formed product shown in FIG. The details of the hole expansion test will be described in the following examples.
  • the hole expansion test is a test in which the holes are concentrically expanded by pressing a punch into a blank in which circular holes are formed. As shown in FIG. 7, the press-formed product 30 formed by the hole expansion test has a hole 30a. A circular region 31 around the hole 30a extends and becomes a flange deformation field. For this reason, the circular region 31 corresponds to the arcuate region 14, and the hole 30 a corresponds to the inner peripheral edge 14 b of the arcuate region 14.
  • the weld line L intersects the circumferential direction of the hole 30a (that is, the tangential direction of the hole 30a at the intersection of the weld line L and the hole 30a) at an angle ⁇ (that is, the above-mentioned weld line second angle).
  • the blank In the stretch flange deformation field in the hole expansion test, the blank extends in the direction along the moving direction of the machining tool as the machining tool (punch) enters and moves. This direction is the radial direction of the hole 30a as shown by the solid line arrow in FIG. Moreover, with expansion of the hole 30a, the blank extends in a direction perpendicular to the direction along the moving direction of the processing tool. This direction is the circumferential direction of the hole 30a (the tangential direction of the hole 30a), as indicated by the shaded arrows in FIG.
  • the deformation of the blank in the radial direction of the hole 30a is determined by the strain ratio ⁇ of uniaxial tension.
  • FIG. 9 is a diagram showing the correlation between the angle ⁇ of the weld line and the r value of the base metal sheet.
  • FIG. 9 shows a situation where the BM weld line direction strain d ⁇ y ′ is ⁇ 0.2, ⁇ 0.1, 0, 0.1, and 0.2, respectively.
  • the strain BMy direction strain d ⁇ y ′ is set to ⁇ 0. It should be 2 to 0.2.
  • the r value of a general metal plate eg, hot rolled steel plate, cold rolled steel plate, plated steel plate, Al alloy plate, Ti alloy plate
  • the r value is that of the base metal plate on the low equivalent strength side where cracking is likely to occur.
  • the second angle ⁇ of the weld line is 42 to 72 ° as shown in FIG.
  • the second angle ⁇ of the weld line can be defined as 40 to 75 ° which is slightly wider than 42 to 72 °. This is because if the amount of deformation in the region softened by the welding heat in the vicinity of the weld line is taken into consideration, a slight spread of the angle ⁇ is acceptable.
  • the BM weld line direction strain d ⁇ y ′ is preferably ⁇ 0.1 to 0.1, more preferably ⁇ 0.025 to 0.025, and still more preferably 0.
  • the second angle ⁇ of the weld line is preferably 45 to 66 °, more preferably 47 to 62 °, and further preferably 48 to 60 °.
  • a steel plate, an Al alloy plate, or a Ti alloy plate having a tensile strength of 440 MPa or higher is used as the metal plate.
  • the r value of these metal plates is 0.5 to 3.0. Therefore, in this case, it is preferable that the second angle ⁇ of the weld line is 45 to 72 °.
  • the press-formed product is not particularly limited as long as it includes a flange portion formed by stretch flange deformation.
  • the automotive frame part as a press-formed product is a part that is curved in an L shape along the longitudinal direction and is subjected to a collision load along the extending direction of the first part, It is not limited to the pillar lower outer, and may be a rear side outer.
  • TWB is not particularly limited as long as it is a butt weld of a plurality of metal plates.
  • TWB is composed of two metal plates, at least one of the tensile strength and the plate thickness of the metal plates may be different.
  • the TWB may be composed of three or more metal plates.
  • FIG. 10 is a cross-sectional view schematically showing an outline of the hole expansion test.
  • FIG. 11 is a plan view showing a TWB used in the hole expansion test.
  • a die 41 was used as the upper mold, and a hole 41 a having a diameter of 54 mm was provided in the center of the die 41.
  • a round chamfered portion 41b having a radius of 5 mm was provided at the periphery of the inlet of the hole 41a.
  • a cylindrical punch 42 was arranged on the central axis of the hole 41a of the die 41 as a lower die.
  • the diameter of the punch 42 was 50 mm, and the round chamfering radius of the shoulder 42 a of the punch 42 was 5 mm.
  • Press molding hole expanding molding was performed by pressing the punch 42 into the blank 35. The pushing operation was finished when a crack occurred in the hole 35a of the blank 35. During press molding, the peripheral edge of the blank 35 was held by the die 41 and the blank holder 43.
  • TWB35 in which two metal plates C and D were butt welded was used as a blank.
  • the TWB 35 had a square shape with a side length of 100 mm.
  • a hole 35 a having a diameter of 30 mm was provided in the center of the TWB 35.
  • an angle ⁇ (hereinafter also referred to as “weld line angle before forming”) formed by the tangent of the hole 35a at the intersection of the weld line L and the hole 35a and the weld line L is 45 °, 60 It was changed to 7 levels of °, 75 °, 90 °, 105 °, 120 ° and 135 °.
  • Five TWBs were prepared for each of the seven levels, and a hole expansion test was performed on all TWBs.
  • the metal plates C and D were welded by laser welding.
  • the metal plate C was 980 MPa class high tensile steel, and the plate thickness was 1.6 mm.
  • the metal plate D was 780 MPa class high tensile steel, and the plate thickness was 1.4 mm. That is, the equivalent strength of the metal plate C was higher than the equivalent strength of the metal plate D.
  • the average r value (average plastic strain ratio) when the applied strain amount was 10% was calculated according to JIS Z 2254 (1996), and was 0.712.
  • the r value is 0.712, if the angle ⁇ is 57.2 °, the BM weld line direction strain d ⁇ y ′ in the above equation (4) becomes 0 (zero).
  • FIGS. 12A to 12D are photographs showing the appearance of a typical press-formed product obtained by the hole expansion test.
  • FIG. 12A shows a case where the second weld line angle ⁇ is about 43 ° (the weld line angle before forming is 45 °).
  • FIG. 12B shows a case where the second weld line angle ⁇ is about 58 ° (the weld line angle before forming is 60 °).
  • FIG. 12C shows a case where the second weld line angle ⁇ is about 68 ° (the weld line angle before forming is 75 °).
  • FIG. 12D shows a case where the second weld line angle ⁇ is approximately 90 ° (the weld line angle before forming is 90 °).
  • the upper photograph shows the entire hole 30a
  • the lower photograph shows an enlarged portion of the intersection of the weld line L and the hole 30a. Also, in the enlarged photograph at the bottom, the cracked portion is shown surrounded by a two-dot chain line.
  • the hole expansion rate in Table 2 shows the average value at each level.
  • the hole expansion ratio was the best. That is, it has been clarified that if the weld line is arranged so that the BM weld line direction strain d ⁇ y ′ defined by the above formula (4) becomes small, the formability can be improved while suppressing the occurrence of cracks.
  • FIG. 13 is a plan view schematically showing an outline of the collision test.
  • FIG. 13 shows an outer 10 and a striker (impactor) 51.
  • the distal end portion of the first portion 11 of the outer 10 that is, the distal end portion on the side sill side was fixed, and the displacement of the distal end portion was restrained.
  • the striker 51 was moved in the horizontal direction at a speed of 15 km / h so as to collide with the curved portion 13 of the outer 10. The striker 51 was stopped when the amount of entry of the striker 51 into the outer 10 reached 100 mm.
  • the energy absorbed by the outer 10 as the striker 51 enters the outer 10 was obtained.
  • the absorbed energy per unit volume was calculated.
  • FIG. 14A to 14C are plan views showing the front pillar lower outer used in the collision test.
  • FIG. 14A shows Comparative Example 1.
  • FIG. 14B shows Example 1 of the present invention.
  • FIG. 14C shows Comparative Example 2.
  • the weld line L was disposed on the straight portion of the first portion 11 (side sill side).
  • the weld line L is disposed on the straight portion of the second portion 12 (front pillar upper side).
  • the weld line L is arranged on the curved portion 13 including the arcuate region 14 formed by the stretch flange deformation.
  • the first weld line angle ⁇ was 58.2 °
  • the second weld line angle ⁇ was 54.6 °.
  • the metal plate E is used as the metal plate on the second part 12 side (front pillar upper side) from the weld line L, and the first part 11 side from the weld line L (
  • the metal plate F was used as the metal plate on the side sill side.
  • the metal plate E was 980 MPa class high tensile steel, and the plate thickness was 1.2 mm.
  • the metal plate F was 780 MPa class high tensile steel, and the plate thickness was 1.5 mm.
  • the metal plate E had the characteristic that a crack is easy to occur as compared with the metal plate F, and the r value of the metal plate E was 0.790.
  • FIG. 15A and FIG. 15B are diagrams showing test results of a collision test.
  • FIG. 15A shows the absorbed energy of the outer.
  • FIG. 15B shows the absorbed energy per unit volume of the outer. The following is shown from the results of FIGS. 15A and 15B.
  • the absorbed energy during the collision test varies depending on the plate thickness. As the thicker region becomes wider, the absorbed energy tends to increase. For this reason, the absorbed energy of Comparative Example 2 in which the region of the thick metal plate F is wide was slightly better than the absorbed energy of Example 1 of the present invention.
  • the invention example 1 was better than the comparative example 2 with respect to the absorbed energy per unit volume. This is because Example 1 of the present invention is lighter than Comparative Example 2 with respect to the weight of the outer. Therefore, it has been clarified that the outer of the present embodiment is excellent from the viewpoint of balancing light weight and high functionality in a balanced manner.
  • a front pillar lower outer was adopted as the press-formed product of the present embodiment, and the material yield was investigated in the case of producing this outer from a metal plate.
  • FIGS. 16A to 16D are schematic views showing the shape of the blank used for press forming and the shape of the metal plate before trim processing used for producing the blank.
  • FIGS. 16A, 16B, and 16D show Comparative Example 3, Comparative Example 4, and Comparative Example 5, respectively.
  • FIG. 16C shows Example 2 of the present invention.
  • the shape of the blank 61 used for press forming is indicated by a two-dot chain line, and the shapes of the first metal plate 62 and the second metal plate 63 before trim processing used for manufacturing the blank 61 are shown.
  • the solid line is shown, and the weld line L is shown by a bold line.
  • the first metal plate 62 and the second metal plate 63 before trim processing are both rectangular.
  • the region 62a that is removed by trimming in the first metal plate 62 and the region 63a that is removed by trimming in the second metal plate are respectively hatched.
  • FIG. 16A in Comparative Example 3, not a TWB but a single metal plate (first metal plate 62) was used as a blank for press forming.
  • the welding line L was arrange
  • the welding line L was arrange
  • the weld line L is arranged in the region defined in the present embodiment.
  • FIG. 17 is a diagram showing the area of the blank removed by trimming for each of Invention Example 2 and Comparative Examples 3 to 5. As shown in FIG. 17, the blank removal area was smallest in Example 2 of the present invention. Therefore, according to the outer of this embodiment, it became clear that a material yield can be improved.
  • FIG. 18 is a diagram showing an example of the relationship between the ratio ⁇ of the WL weld line direction strain d ⁇ WL y ′ to the maximum principal strain d ⁇ x and the strain ratio ⁇ .
  • the ratio ⁇ increases as the strain ratio ⁇ increases.
  • the strain ratio ⁇ is the same, the smaller the weld line first angle ⁇ , the larger the ratio ⁇ . Therefore, if the WL weld line direction strain d ⁇ WL y ′, the maximum principal strain d ⁇ x, and the strain ratio ⁇ are known, the weld line first angle ⁇ suitable for suppressing cracks can be set.
  • d ⁇ WL y ′, d ⁇ x, and ⁇ can be easily calculated by FEM analysis or the like.
  • the present invention is useful for automobile frame parts and their manufacture.
  • 10 Front pillar lower outer (press molded product), 10a: top plate portion, 10b: first vertical wall portion, 10c: second vertical wall portion, 10d: 1st flange part, 10e: 2nd flange part, 11: 1st part, 12: 2nd part, 13: curved portion, 14: arcuate region, 15: Press-formed product, 15a: Top plate portion, 15b: Vertical wall portion, 15c: flange portion, 16: arc-shaped region, 16a: outer peripheral edge of the arc-shaped region, 16b: inner peripheral edge of the arc-shaped region, 20: Blank (TWB), 21: First metal plate, 22: Second metal plate, 25: Blank (TWB), A, B: Metal plate, 26: Die, 27: Punch, 28: Pad 30: Press-formed product by hole expansion test, 30a: Hole, 31: Circular area, 35: Blank for hole expansion test (TWB), 35a: Hole, 41: die, 41a: hole, 41b: round chamfer, 42: punch

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Abstract

プレス成形品は、複数の金属板を突き合わせ溶接したテーラードブランクからプレス加工によって成形されたものである。プレス成形品は、フランジ部（１０ｂ）と、フランジ部（１０ｂ）の領域のうちで、伸びフランジ変形によって形成され、且つ内周縁（１４ｂ）が開放した円弧状領域（１４）と、を含む。テーラードブランクの溶接線（Ｌ）が円弧状領域（１４）の内周縁（１４ｂ）と外周縁（１４ａ）を交差する。溶接線（Ｌ）と伸びフランジ変形の最大主ひずみ方向とのなす角度θが１７～８４°である。

Description

プレス成形品及びその設計方法
　本発明は、金属板の素材からプレス加工によって成形されたプレス成形品（以下、単に「成形品」ともいう）に関する。特に、本発明は、伸びフランジ変形によって形成されたフランジ部を含むプレス成形品、及びその成形品の設計方法に関する。
　自動車の車体を構成する自動車用骨格部品（以下、単に「骨格部品」ともいう）には、軽量化及び高機能化（例：耐衝突性能の向上）が推進される。このため、骨格部品の素材としてテーラードブランクが用いられる。テーラードブランクは、引張強度、板厚等が異なる複数の金属板を接合（例：突き合わせ溶接）によって一体化したものである。以下、このようなテーラードブランクをＴＷＢともいう。ＴＷＢをプレス加工することにより、プレス成形品が得られる。プレス成形品は、必要に応じてトリミング、リストライク加工等が施され、所望の形状に仕上げられる。
　例えばフロントピラーとサイドシルは骨格部品の複合体である。フロントピラーは、車体の前側に配置され、上下方向に延びる。サイドシルは、車体の下部に配置され、前後方向に延びる。フロントピラーの下端部とサイドシルの前端部は互いに結合される。ここで、フロントピラーの構造として、上下に分割された構造が採用される場合がある。この場合、上部はフロントピラーアッパーと称され、下部はフロントピラーロアーと称される。フロントピラーアッパーの下端部とフロントピラーロアーの上端部は互いに結合される。
　フロントピラーロアーは、骨格部品として、例えば、フロントピラーロアーアウター（以下、単に「アウター」ともいう）と、フロントピラーロアーインナー（以下、単に「インナー」ともいう）と、フロントピラーロアーリインフォース（以下、単に「リインフォース」ともいう）と、を備える。アウターは車幅方向の外側に配置される。インナーは車幅方向の内側に配置される。リインフォースはアウターとインナーとの間に配置される。これらのうちのアウターは長手方向に沿ってＬ字状に湾曲し、その断面形状は長手方向の全域にわたりハット形である。通常、アウターはプレス成形品である。
　図１Ａ及び図１Ｂは、プレス成形品であるフロントピラーロアーアウターの一例を示す模式図である。これらの図のうち、図１Ａは平面図を示し、図１Ｂは図１ＡのＡ－Ａ断面図を示す。なお、形状の理解を容易にするため、図１Ａには、サイドシルに結合される側を符号「Ｓ」で示し、フロントピラーアッパーに結合される側を符号「Ｕ」で示す。
　図１Ａに示すように、フロントピラーロアーアウター１０は、長手方向に沿ってＬ字状に湾曲した湾曲部位（図１Ａ中の二点鎖線で囲まれた領域参照）１３と、この湾曲部位１３の両端それぞれに繋がる第１部位１１及び第２部位１２と、を備える。第１部位１１は、湾曲部位１３から自動車の進行方向の後方に向けてストレート状に延び出し、サイドシルに結合される。第２部位１２は、湾曲部位１３から上方に向けてストレート状に延び出し、フロントピラーアッパーに結合される。
　また、図１Ｂに示すように、アウター１０の断面形状は、フロントピラーアッパーに結合される端からサイドシルに結合される端までの長手方向の全域にわたり、ハット形である。このため、アウター１０を構成する湾曲部位１３、第１部位１１及び第２部位１２は、いずれも、天板部１０ａと、第１縦壁部１０ｂと、第２縦壁部１０ｃと、第１フランジ部１０ｄと、第２フランジ部１０ｅと、を含む。第１縦壁部１０ｂは、天板部１０ａの両側部のうちで湾曲内側となる側部の全範囲に繋がる。第２縦壁部１０ｃは、天板部１０ａの両側部のうちで湾曲外側となる側部の全範囲に繋がる。第１フランジ部１０ｄは第１縦壁部１０ｂに繋がる。第２フランジ部１０ｅは第２縦壁部１０ｃに繋がる。
　このようなフロントピラーロアーアウター１０の製造にＴＷＢを用いることができる。ＴＷＢからプレス成形品を成形する方法に関し、下記の従来技術がある。
　特開２００６－１９８６７２号公報（特許文献１）は、プレス加工時にＴＷＢの溶接線近傍に作用する負荷を軽減する技術を開示する。この技術では、ＴＷＢには、溶接線から僅かに離れた位置に切欠きが設けられる。プレス加工時、溶接線近傍に発生するひずみが切欠きによって分散し、成形品の成形性が向上する、と特許文献１に記載される。
　特開２００１－１０６２号公報（特許文献２）は、引張強度及び板厚が異なる２つの金属板から構成されるＴＷＢにプレス加工を施す技術を開示する。この技術では、ＴＷＢでない単一の金属板をプレス加工するときにひずみの勾配が生じる部分に、ＴＷＢの溶接線が配置される。そして、ひずみの大きい側に高強度の金属板が配置されるとともに、ひずみの小さい側に低強度の金属板が配置される。これにより、深絞り、張出し等のプレス加工において、ひずみが低減される。その結果、低強度側の金属板で生じる母材の割れが抑制され、成形品の成形性が向上する、と特許文献２に記載される。
　特開２００２－２０８５４号公報（特許文献３）は、引張強度及び延性が同程度である２つの金属板から構成されるＴＷＢにプレス加工を施す技術を開示する。この技術では、プレス加工によって得られた成形品の特定部位に窒化等の熱処理が施され、その特定部位が強化される。熱処理前のプレス加工時、金属板の変形抵抗が均一であるため、成形品の成形性が向上する、と特許文献３に記載される。
特開２００６－１９８６７２号公報 特開２００１－１０６２号公報 特開２００２－２０８５４号公報
　プレス加工の際、主にプレス成形品の形状に応じ、ブランク（金属板）の一部が伸びフランジ変形する場合がある。伸びフランジ変形とは、ブランクへの加工工具（金型）の進入移動に伴って、ブランクが加工工具の移動方向に沿う方向に伸びると同時に、その移動方向と直角な周方向に伸びる変形形態のことである。
　例えば、前記図１Ａ及び図１Ｂに示すように、長手方向に沿ってＬ字状に湾曲し、断面形状がハット形のプレス成形品（フロントピラーロアーアウター１０）は、加工工具としてダイ及びパンチを用いて製造される。プレス成形品の製造では、必要に応じてブランクホルダが用いられる。ブランクホルダはパンチに隣接して配置される。プレス加工時、ブランクホルダとダイの間にブランクの縁部が挟み込まれ、ブランクの不定形な変形が抑制される。また、プレス成形品の製造では、パッドが用いられる場合もある。パッドは、ダイの内部でパンチに対向して配置される。プレス加工時、パッドとパンチの間にブランクが挟み込まれ、ブランクの不定形な変形が抑制される。
　前記図１Ａ及び図１Ｂに示すプレス成形品を成形する際、第１フランジ部１０ｄの領域のうちで湾曲部位１３の湾曲内側の円弧状領域１４は、円弧の径方向（湾曲部位の幅方向）に伸びると同時に、円弧の周方向（湾曲部位の長手方向）に伸びる。すなわち、その円弧状領域１４は、伸びフランジ変形によって形成される。
　従来、ＴＷＢを用いてプレス成形品を製造する場合、ＴＷＢの溶接線は、伸びフランジ変形する領域（以下、「伸びフランジ変形場」ともいう）を避けるように配置される。溶接線が伸びフランジ変形場に配置されると、溶接金属と母材金属板の相互の変形抵抗が異なることに起因して、溶接線と母材金属板との間に割れが発生するからである。
　したがって、従来、前記図１Ａ及び図１Ｂに示すプレス成形品において、溶接線の配置位置は、サイドシル側Ｓの第１部位１１の領域、又はフロントピラーアッパー側Ｕの第２部位１２の領域に限定される。湾曲部位１３の領域は、伸びフランジ変形場になる円弧状領域１４を含むからである。そのため、ＴＷＢを用いたプレス成形品の設計自由度が制限される。
　このような問題に対し、特許文献１の技術では、ＴＷＢに設けられた切欠きがプレス加工後の成形品に残存する。そのため、トリムによって切欠きを除去することが不可欠になる。そうすると、製造工程の低減が困難である。
　特許文献２の技術では、ひずみの大きい側に高強度の金属板を配置するとともに、ひずみの小さい側に低強度の金属板を配置する必要がある。そのため、軽量化及び高機能化が妨げられるおそれがある。また、ＴＷＢの溶接線の配置位置について、特許文献２には、次の記載があるに過ぎない。ＴＷＢの溶接線は、単一のブランクをプレス加工するときに割れが発生する箇所から５～１０ｍｍ以上、２００ｍｍ以内の部分に配置される。
　特許文献３の技術では、プレス加工後の成形品に窒化等の熱処理を施す必要がある。そのため、過大な熱処理コストの負担を強いられるのみならず、製造工程が増加する。
　要するに、特許文献１～３のいずれの技術も、プレス成形品の設計自由度の向上を簡単には実現できない。
　本発明は、このような状況に鑑みてなされたものである。本発明の目的は、下記の特性を有するプレス成形品及びその設計方法を提供することである：
　ＴＷＢから成形されるプレス成形品の設計自由度を向上すること。
　本発明の一実施形態によるプレス成形品は、複数の金属板を突き合わせ溶接されたテーラードブランクからなる。プレス成形品は、フランジ部と、フランジ部の領域のうちで、内周縁が開放した円弧状領域と、を含む。テーラードブランクの溶接線が円弧状領域の内周縁と円弧状領域の外周縁を交差する。溶接線と最大主ひずみ方向とのなす角度が１７～８４°である。
　本発明の一実施形態による設計方法は、上記のプレス成形品の設計方法である。プレス成形品を設計する際、プレス加工中に、溶接線の幅方向中央における溶接線に沿う方向のひずみｄεWLｙ’と、金属板の溶接線近傍における溶接線に沿う方向のひずみｄεBMｙ’と、の相対差が０．０３０以下となるように、溶接線を配置する。
　本発明のプレス成形品及びその設計方法は、下記の顕著な効果を有する：
　ＴＷＢから成形されるプレス成形品の設計自由度を向上できること。
図１Ａは、プレス成形品であるフロントピラーロアーアウターの一例を模式的に示す平面図である。 図１Ｂは、図１ＡのＡ－Ａ断面図である。 図２は、本実施形態のプレス成形品としてフロントピラーロアーアウターの一例を模式的に示す平面図である。 図３は、図２に示すフロントピラーロアーアウターを製造する際に用いられるＴＷＢを模式的に示す平面図である。 図４は、図２に示すフロントピラーロアーアウターにおける湾曲部位の湾曲内側の領域を拡大して示す斜視図である。 図５は、伸びフランジ変形場でのひずみの発生状況を示す模式図である。 図６Ａは、平面ひずみ変形場（伸びフランジ変形場）での溶接線の配置を検討するために行ったＦＥＭ解析の概要を模式的に示す図であり、金型を含む解析モデルを示す斜視図である。 図６Ｂは、図６Ａの解析モデルのうちのブランクの形状を示す平面図である。 図６Ｃは、図６Ａの解析モデルを用いて成形される成形品の形状を示す斜視図である。 図７は、単軸引張変形場（伸びフランジ変形場）での溶接線の配置を検討するために行った穴広げ試験によるプレス成形品を示す斜視図である。 図８は、図７に示すプレス成形品の伸びフランジ変形でのひずみの発生状況を示す模式図である。 図９は、溶接線の角度γと母材金属板のｒ値との相関を示す図である。 図１０は、穴広げ試験の概要を模式的に示す断面図である。 図１１は、穴広げ試験で用いたＴＷＢを示す平面図である。 図１２Ａは、穴広げ試験による代表的なプレス成形品の外観を示す写真であり、溶接線第２角度γが約４３°の場合を示す。 図１２Ｂは、穴広げ試験による代表的なプレス成形品の外観を示す写真であり、溶接線第２角度γが約５８°の場合を示す。 図１２Ｃは、穴広げ試験による代表的なプレス成形品の外観を示す写真であり、溶接線第２角度γが約６８°の場合を示す。 図１２Ｄは、穴広げ試験による代表的なプレス成形品の外観を示す写真であり、溶接線第２角度γが約９０°の場合を示す。 図１３は、衝突試験の概要を模式的に示す平面図である。 図１４Ａは、衝突試験に用いた比較例１のフロントピラーロアーアウターを示す平面図である。 図１４Ｂは、衝突試験に用いた本発明例１のフロントピラーロアーアウターを示す平面図である。 図１４Ｃは、衝突試験に用いた比較例２のフロントピラーロアーアウターを示す平面図である。 図１５Ａは、衝突試験の試験結果を示す図であり、フロントピラーロアーアウターの吸収エネルギを示す。 図１５Ｂは、衝突試験の試験結果を示す図であり、フロントピラーロアーアウターの単位体積当たりの吸収エネルギを示す。 図１６Ａは、比較例３として、プレス成形に用いたブランクの形状と、そのブランクの作製に用いたトリム加工前の金属板の形状とを示す模式図である。 図１６Ｂは、比較例４として、プレス成形に用いたブランクの形状と、そのブランクの作製に用いたトリム加工前の金属板の形状とを示す模式図である。 図１６Ｃは、本発明例２として、プレス成形に用いたブランクの形状と、そのブランクの作製に用いたトリム加工前の金属板の形状とを示す模式図である。 図１６Ｄは、比較例５として、プレス成形に用いたブランクの形状と、そのブランクの作製に用いたトリム加工前の金属板の形状とを示す模式図である。 図１７は、本発明例２及び比較例３～５ごとにトリム加工により除去されたブランクの面積を示す図である。 図１８は、最大主ひずみｄεｘに対するＷＬ溶接線方向ひずみｄεWLｙ’の割合χと、ひずみ比βと、の関係の一例を示す図である。
　本発明者らは、上記目的を達成するため、種々の試験を行い、鋭意検討を重ねた。その結果、下記の知見を得た。プレス加工によってＴＷＢからプレス成形品を製造する際、溶接線が伸びフランジ変形場に単純に配置されると、溶接線近傍に割れが発生し、成形品の成形性が悪化する。ただし、溶接線が伸びフランジ変形場に配置される場合であっても、溶接線の位置が適切に設定されれば、割れの発生を抑制することが可能になり、成形品の成形性を確保できる。その結果、ＴＷＢを用いたプレス成形品の設計自由度を向上できる。
　本発明のプレス成形品及びその設計方法は、上記の知見に基づいて完成されたものである。
　本発明の一実施形態によるプレス成形品は、複数の金属板を突き合わせ溶接されたテーラードブランクからなる。プレス成形品は、フランジ部と、フランジ部の領域のうちで、内周縁が開放した円弧状領域と、を含む。テーラードブランクの溶接線が円弧状領域の内周縁と円弧状領域の外周縁を交差する。溶接線と最大主ひずみ方向とのなす角度が１７～８４°である。典型的な例では、プレス成形品はプレス加工によって成形される。その際、円弧状領域は伸びフランジ変形によって形成される。最大主ひずみ方向は伸びフランジ変形の最大主ひずみ方向である。
　上記のプレス成形品において、溶接線と内周縁の交点における内周縁の接線と、溶接線と、のなす角度が４０～７５°であることが好ましい。
　上記のプレス成形品において、テーラードブランクを構成する金属板が２つであり、２つの金属板は引張強度及び板厚のうちの少なくとも一方が異なることが好ましい。
　このプレス成形品の場合、下記の構成を採用することができる。プレス成形品は長手方向に沿ってＬ字状に湾曲する自動車用骨格部品である。骨格部品の断面形状が長手方向の全域にわたりハット形である。骨格部品は、長手方向に沿って湾曲する湾曲部位と、湾曲部位の両端それぞれから延び出す第１部位及び第２部位と、を備える。骨格部品は、第１部位の延び出し方向に沿って衝突荷重を受けることが想定された部品である。円弧状領域が、湾曲部位の湾曲内側のフランジ部である。第１部位側に配置された金属板の板厚が、第２部位側に配置された金属板の板厚よりも厚い。
　これらの構成を採用したプレス成形品の場合、下記の構成を採用することができる。骨格部品がフロントピラーロアーアウターである。第１部位がサイドシルに結合され、第２部位がフロントピラーアッパーに結合される。
　これらの構成を採用したプレス成形品において、第１部位側に配置された金属板の引張強度と板厚の積算値が、第２部位側に配置された金属板の引張強度と板厚の積算値と略等しいことが好ましい。典型的な例として、それらの積算値の差が６００ｍｍ・ＭＰａ以下である。
　本発明の一実施形態による設計方法は、上記のプレス成形品を設計する際、次の状態となるように溶接線を配置する。プレス加工中に、溶接線の幅方向中央における溶接線に沿う方向のひずみｄεWLｙ’と、金属板の溶接線近傍における溶接線に沿う方向のひずみｄεBMｙ’と、の相対差が０．０３０以下である。より好ましくは、ひずみｄεWLｙ’とひずみｄεBMｙ’との相対差が０（ゼロ）である。
　以下に、本発明の実施形態について、図面を参照しながら詳述する。ここでは、プレス成形品として、自動車用骨格部品のうちのフロントピラーロアーアウターを例に挙げる。
　［プレス成形品］
　図２は、本実施形態のプレス成形品としてフロントピラーロアーアウターの一例を模式的に示す平面図である。図３は、図２に示すフロントピラーロアーアウター１０を製造する際に用いられるＴＷＢを模式的に示す平面図である。図４は、図２に示すフロントピラーロアーアウターにおける湾曲部位の湾曲内側の領域を拡大して示す斜視図である。図２に示す本実施形態のアウター１０は、前記図１Ａに示すアウターと同様に、長手方向に沿ってＬ字状に湾曲し、その断面形状が長手方向の全域にわたりハット形である（図１Ｂ参照）。
　図２に示すように、アウター１０は、長手方向に沿ってＬ字状に湾曲した湾曲部位１３と、この湾曲部位１３の両端それぞれに繋がる第１部位１１及び第２部位１２と、を備える。第１部位１１は、湾曲部位１３から自動車の進行方向の後方に向けてストレート状に延び出し、サイドシルに結合される。第２部位１２は、湾曲部位１３から上方に向けてストレート状に延び出し、フロントピラーアッパーに結合される。アウター１０は、フロントピラーロアーを構成し、サイドシルに結合される第１部位１１の延び出し方向に沿って衝突荷重を受けることが想定された骨格部品である。
　本実施形態のアウター１０は、図３に示すＴＷＢ２０からプレス加工により成形される。ＴＷＢ２０の溶接線Ｌは、アウター１０の湾曲部位１３の領域に対応するように配置される。アウター１０において、第１フランジ部１０ｄの領域のうちで湾曲部位１３の湾曲内側の円弧状領域１４は、プレス加工時に伸びフランジ変形場になる。図２及び図４に示すように、円弧状領域１４の外周縁１４ａは、第１縦壁部１０ｂに繋がる稜線になる。円弧状領域１４の内周縁１４ｂは開放している。溶接線Ｌは円弧状領域１４の内周縁１４ｂと外周縁１４ａを交差する。
　図３に示すように、ＴＷＢ２０は、２つの金属板を突き合わせ溶接によって接合したものであり、第１金属板２１と第２金属板２２とから構成される。ＴＷＢ２０において、第１金属板２１は、アウター１０の第１部位１１側（サイドシル側）となるように配置され、第２金属板２２は、アウター１０の第２部位１２側（フロントピラーアッパー側）となるように配置される。第１金属板２１の引張強度は、第２金属板２２の引張強度よりも低い。ただし、第１金属板２１の引張強度は、第２金属板２２の引張強度と同じであってもよいし、第２金属板２２の引張強度より高くてもよい。更に、第１金属板２１の板厚は、第２金属板２２の板厚よりも厚い。
　本実施形態のアウター１０において、サイドシル側（第１部位１１側）の板厚は第１金属板２１の板厚に相当し、フロントピラーアッパー側（第２部位１２側）の板厚は第２金属板２２の板厚に相当する。つまり、サイドシル側の板厚は、フロントピラーアッパー側の板厚よりも厚い。サイドシルに結合される第１部位１１側の板厚が厚いため、第１部位１１の軸圧壊性能が高まる。これにより、アウター１０の耐衝突性能を向上できる。一方、フロントピラーアッパーに結合される第２部位１２側の板厚が薄いため、アウター１０の軽量化を実現できる。第２部位１２側の板厚は第１部位１１の軸圧壊性能への寄与度が低いので、耐衝突性能に支障は生じない。
　［溶接線の配置］
　アウター１０の円弧状領域１４にＴＷＢ２０の溶接線Ｌが単純に配置されると、溶接線Ｌの近傍で割れが発生する。円弧状領域１４は、プレス加工時に伸びフランジ変形場となるからである。本実施形態では、アウター１０の円弧状領域１４において、溶接線Ｌと伸びフランジ変形の最大主ひずみ方向とのなす角度θ（以下、「溶接線第１角度」ともいう）が１７～８４°にされる。最大主ひずみ方向とは、プレス加工時に伸びフランジ変形によって板厚が減少する円弧状領域１４のうちで、板厚減少率が最大の部分（以下、「最大板厚減少部」ともいう）における湾曲円弧の周方向のことである（図４中の点線矢印参照）。
　その最大板厚減少部は、溶接線Ｌを挟んで接合された第１及び第２金属板２１及び２２のうちで、相当強度の低い金属板側の溶接線Ｌ近傍に現れる。金属板の相当強度とは、その金属板の引張強度［ＭＰａ］と板厚［ｍｍ］の積算値［ｍｍ・ＭＰａ］のことである。溶接線Ｌ近傍は、例えば、溶接線Ｌと低相当強度側の金属板との境界から０．５～４ｍｍの範囲内である。低相当強度側の金属板の板厚がｔ［ｍｍ］であるとき、溶接線Ｌ近傍は、溶接線Ｌと低相当強度側の金属板との境界から０．５×ｔ～４×ｔ［ｍｍ］の範囲内としてもよい。最大板厚減少部は、低相当強度側の金属板の加工硬化係数（ｎ値）の値、又はそのｎ値の０．８倍までの板厚減少を示す部位である。
　最大主ひずみ方向は、プレス成形品（アウター１０）の形状から容易に認識することができる。具体的には、円弧状領域１４の外周縁１４ａの円弧中心を中心とする同心円弧を描いたとき、最大板厚減部における円弧の接線に沿う方向が最大主ひずみ方向になる。
　溶接線第１角度θが１７～８４°であれば、最大板厚減部での板厚減少率を低減することが可能であり、割れの発生を抑制できる。その結果、成形品の成形性を確保できる。
　また、アウター１０の円弧状領域１４にＴＷＢ２０の溶接線Ｌが単純に配置されると、溶接線Ｌと円弧状領域１４の内周縁１４ｂの交点近傍で割れが発生し易い。この割れも、溶接線Ｌを挟んで接合された第１及び第２金属板２１及び２２のうちで、相当強度の低い金属板側の溶接線Ｌ近傍に発生する。そこで、本実施形態では、アウター１０の円弧状領域１４において、溶接線Ｌと内周縁１４ｂの交点における内周縁１４ｂの接線と、溶接線Ｌと、のなす角度γ（以下、「溶接線第２角度」ともいう）が４０～７５°にされる。
　溶接線第２角度γが４０～７５°であれば、円弧状領域の内周縁での割れの発生を抑制できる。その結果、成形品の成形性を確保できる。
　本実施形態のアウター１０を製造するためのプレス成形の態様は、成形品の形状に応じて適宜選択すればよい。例えば、フランジ成形のみならず、曲げ成形、絞り成形、張出し成形、穴広げ成形等を組み合わせることができる。金型としては、対になるダイ及びパンチを用いる。更に、ブランクを保持するためにブランクホルダ、パッド等を用いることもできる。
　また、本実施形態のアウター１０では、溶接線Ｌが湾曲部位１３に配置される。これにより、第１部位１１（サイドシル側）又は第２部位１２（フロントピラーアッパー側）のストレート状部分に溶接線が配置された場合と比べ、材料歩留りを向上することができる。したがって、成形品の製造コストを削減できる。
　更に、本実施形態のアウター１０は、サイドシルに結合される第１部位１１側のストレート状部分に溶接線が配置された場合と比べ、衝突時の吸収エネルギが高く、耐衝突性能を向上できる。また、本実施形態のアウター１０は、フロントピラーアッパーに結合される第２部位１２側のストレート状部分に溶接線が配置された場合と比べ、単位体積当たりで見れば、衝突時の吸収エネルギが高い。したがって、軽量化と高機能化とをバランス良く両立できる。
　上記のとおり、本実施形態のアウター１０は、第１金属板２１と第２金属板２２から構成されるＴＷＢ２０から成形されたものである。この場合、第１部位１１側に配置された第１金属板２１の相当強度が、第２部位１２側に配置された第２金属板２２の相当強度と略等しいことが好ましい。プレス加工時に第１及び第２金属板２１及び２２の変形抵抗が同等になり、成形品の成形性をより向上できるからである。「相当強度が略等しい」とは、相当強度の差が６００ｍｍ・ＭＰａまでのものを許容する。つまり、第１金属板２１の相当強度と第２金属板２２の相当強度との差が、６００ｍｍ・ＭＰａ以下であることが好ましい。それらの相当強度の差は、より好ましくは４００ｍｍ・ＭＰａ以下であり、更に好ましくは３５０ｍｍ・ＭＰａ以下である。
　本実施形態のアウター１０を製造する際、ＴＷＢ２０の溶接線Ｌの幅は狭いことが好ましい。本実施形態では、溶接線Ｌ及びその近傍を含む領域の溶接線方向の変形に着目し、その変形を実態に即して検討しているからである。その変形は、溶接線Ｌの幅方向中央における溶接線方向のひずみ量に基づく。幅の狭い溶接線Ｌを形成する溶接法として、レーザー溶接を採用することができる。その他に、プラズマ溶接を採用することもできる。
　［溶接線の適正な配置の設計］
　プレス成形品の伸びフランジ変形場になる円弧状領域において、ＴＷＢの溶接線が円弧状領域の内周縁と外周縁を交差するように配置された場合、溶接線及びその近傍を含む領域の変形場（ひずみ場）は、厳密には、単軸引張の変形場又は平面ひずみに近い変形場である。特に、円弧状領域のうちの内周縁以外の領域では、平面ひずみに近い変形場（以下、「平面ひずみ変形場」ともいう）になる。一方、円弧状領域の内周縁では、単軸引張変形場になる。内周縁は開放されているからである。
　図５は、伸びフランジ変形場でのひずみの発生状況を示す模式図である。実際には、溶接線Ｌは、幅を有する（図５中の網掛け部参照）。ここでは、溶接線Ｌが、円弧状領域の湾曲円弧の周方向（すなわち、フランジ変形の最大主ひずみ方向）に対し、角度θ（すなわち、上記の溶接線第１角度）で交差する場合を考える。伸びフランジ変形場になる円弧状領域において、溶接線近傍の母材金属板２１、２２には、湾曲円弧の周方向にひずみｄεｘが発生する。以下、このひずみｄεｘを周方向ひずみともいう。更に、湾曲円弧の周方向と直角な方向（すなわち、湾曲円弧の径方向）にひずみｄεｙが発生する。以下、このひずみｄεｙを径方向ひずみともいう。両者のひずみ比β（＝ｄεｙ／ｄεｘ）は、母材金属板のランクフォード値（以下、「ｒ値」ともいう）に応じて変化する。
　この場合、径方向ひずみｄεｙは、下記の式（１）によって表わすことができる。
　ｄεｙ＝ｄεｘ×（－ｒ）／（１＋ｒ）　・・・（１）
　ここで、ｒはｒ値である。
　また、溶接線近傍の母材金属板２１、２２に発生する周方向ひずみｄεｘ及び径方向ひずみｄεｙに基づくひずみ成分について、溶接線Ｌに沿う方向（以下、「溶接線方向」ともいう）のひずみｄεｙ’は、下記の式（２）によって表わすことができる。以下、このひずみｄεｙ’をＢＭ溶接線方向ひずみｄεｙ’（又は「ｄεBMｙ’」）ともいう。この式（２）は、テンソルの座標変換則を用い、周方向ひずみｄεｘ及び径方向ひずみｄεｙを座標変換することにより導出される。
　ｄεｙ’＝ｄεｘ×（ｃｏｓθ）2＋ｄεｙ×（ｓｉｎθ）2　・・・（２）
　上記式（１）を上記式（２）式に代入すれば、ＢＭ溶接線方向ひずみｄεｙ’は、下記の式（３）によって表わすこともできる。
　ｄεｙ’＝ｄεｘ×（ｃｏｓθ）2＋ｄεｘ×（－ｒ）／（１＋ｒ）×（ｓｉｎθ）2　・・・（３）
　上記式（１）～（３）のいずれも、単軸引張変形場及び平面ひずみ変形場に共通する。このような伸びフランジ変形場において、最大板厚減少部は、溶接線Ｌを挟んで接合された２つの金属板２１及び２２のうちで、相当強度の低い金属板側の溶接線近傍に現れる。ここで、最大板厚減少部に湾曲円弧の周方向で隣接する溶接線の部分について、その溶接線の幅方向中央における溶接線方向のひずみをｄεWLｙ’とする。以下、このひずみｄεWLｙ’をＷＬ溶接線方向ひずみｄεWLｙ’ともいう。
　伸びフランジ変形場に溶接線Ｌが配置された場合、溶接線近傍に発生する割れは、溶接線Ｌと低相当強度側の母材金属板（図５では金属板２２）との間に発生するせん断変形に起因する。そのせん断変形は、溶接金属と母材金属板の相互の材料特性が異なることによって発生する。このことから、せん断変形を小さくすれば、割れの発生を抑制できるといえる。
　そこで、本実施形態では、プレス成形品を設計する際、プレス加工中に、ＷＬ溶接線方向ひずみｄεWLｙ’とＢＭ溶接線方向ひずみｄεｙ’との相対差が小さくなるように、溶接線を配置する。具体的には、実態に即し、ＷＬ溶接線方向ひずみｄεWLｙ’とＢＭ溶接線方向ひずみｄεｙ’との相対差が０．０３０以下となるように、溶接線を配置すればよい。ＷＬ溶接線方向ひずみｄεWLｙ’とＢＭ溶接線方向ひずみｄεｙ’との相対差が小さければ、溶接線と低相当強度側の母材金属板との間に発生するせん断変形が小さくなる。これにより、割れの発生を抑制することが可能になり、成形品の成形性を確保できる。その結果、ＴＷＢを用いたプレス成形品の設計自由度を向上できる。特に、ＷＬ溶接線方向ひずみｄεWLｙ’とＢＭ溶接線方向ひずみｄεｙ’との相対差が０となるように溶接線を配置すれば、最も効果的に割れの発生を抑制できる。
　［平面ひずみ変形場での溶接線の配置：溶接線第１角度θ］
　図６Ａ～図６Ｃは、平面ひずみ変形場（伸びフランジ変形場）での溶接線の配置を検討するために行ったＦＥＭ解析の概要を模式的に示す図である。これらの図のうち、図６Ａは、金型を含む解析モデルを示す斜視図である。図６Ｂは、ブランクの形状を示す平面図である。図６Ｃは、成形品の形状を示す斜視図である。
　図６Ｃに示すように、伸びフランジ変形の平面ひずみ変形場を含む成形品として、長手方向に沿ってＬ字状に湾曲したプレス成形品１５を採用した。このプレス成形品１５は、Ｌ字状に湾曲した天板部１５ａと、この天板部１５ａの湾曲内側の側部に繋がる縦壁部１５ｂと、この縦壁部１５ｂに繋がるフランジ部１５ｃと、を含む。フランジ部１５ｃは、伸びフランジ変形によって形成される円弧状領域１６を含む。この成形品１５は、円弧状領域１６の内周縁１６ｂと外周縁１６ａを交差するように溶接線Ｌを備える。
　プレス成形品１５を成形するためのブランクとして、図６Ｂに示すように、２つの金属板Ａ及びＢからなるＴＷＢ２５を採用した。このＴＷＢ２５において、溶接線Ｌは、プレス成形品１５の円弧状領域１６に対応する位置に配置した。金属板Ａは、日本鉄鋼連盟規格のＪＡＣ９８０Ｙ相当の高張力鋼板（以下、「９８０ＭＰａ級ハイテン」ともいう）であり、金属板Ｂは、同規格のＪＡＣ７８０Ｙ相当の高張力鋼板（以下、「７８０ＭＰａ級ハイテン」ともいう）であった。いずれの板厚も１．６ｍｍであった。すなわち、金属板Ａの相当強度が金属板Ｂの相当強度よりも高かった。
　プレス加工は、図６Ａに示すように、ダイ２６、パンチ２７及びパッド２８を用いて行った。その際、成形品１５において、溶接線Ｌと伸びフランジ変形の最大主ひずみ方向とのなす角度θ（溶接線第１角度）が、２３°、４０°、７２°及び８６°の４水準となるように、ＴＷＢ２５の溶接線Ｌの配置を変更した。いずれの水準の場合でも、最大板厚減少部は、円弧状領域１６の内周縁１６ｂではなく、縦壁部１５ｂに繋がる外周縁１６ａの近傍に現れた。しかも、その最大板厚減少部の発生部分は、溶接線Ｌ近傍の低相当強度側の金属板（金属板Ｂ）であった。下記の表１に結果を示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
　表１に示すように、溶接線第１角度θが４０°の場合に板厚減少率が最も低かった。したがって、本実施形態では、プレス加工で実際に用いられる条件を踏まえ、溶接線第１角度θを１７～８４°とするのが好ましい。板厚減少率を低く維持することができ、溶接線近傍での割れの発生を抑制できるからである。溶接線第１角度θは、好ましくは１７～７１°であり、より好ましくは１９～７１°であり、更に好ましくは２５～７１°である。
　ＷＬ溶接線方向ひずみｄεWLｙ’とＢＭ溶接線方向ひずみｄεｙ’との相対差（｜ｄεｙ’－ｄεWLｙ’｜）は、小さければ小さいほどよい。したがって、その相対差は、好ましくは０．０３０以下であり、より好ましくは０．０２５以下であり、更に好ましくは０である。
　［単軸引張変形場での溶接線の配置：溶接線第２角度γ］
　図７は、単軸引張変形場（伸びフランジ変形場）での溶接線の配置を検討するために行った穴広げ試験によるプレス成形品を示す斜視図である。図８は、図７に示すプレス成形品の伸びフランジ変形でのひずみの発生状況を示す模式図である。なお、穴広げ試験の詳細は下記の実施例で述べる。
　穴広げ試験は、円形の穴が形成されたブランクにパンチを押し込むことにより、その穴を同心状に広げる試験である。図７に示すように、穴広げ試験によって成形されたプレス成形品３０は、穴３０ａを有する。この穴３０ａの周囲の円形領域３１が伸びフランジ変形場になる。このため、円形領域３１が上記円弧状領域１４に相当し、穴３０ａが上記円弧状領域１４の内周縁１４ｂに相当する。ここでは、溶接線Ｌが、穴３０ａの周方向（すなわち、溶接線Ｌと穴３０ａの交点における穴３０ａの接線方向）に対し、角度γ（すなわち、上記の溶接線第２角度）で交差する場合を考える。
　穴広げ試験における伸びフランジ変形場では、加工工具（パンチ）の進入移動に伴って、ブランクが加工工具の移動方向に沿う方向に伸びる。この方向は、図８中の実線矢印で示すように、穴３０ａの径方向である。また、穴３０ａの拡大に伴って、ブランクが加工工具の移動方向に沿う方向と直角な方向に伸びる。この方向は、図８中の網掛け矢印で示すように、穴３０ａの周方向（穴３０ａの接線方向）である。ここで、穴３０ａの径方向へのブランクの変形は、単軸引張のひずみ比βによって決まる。つまり、穴３０ａの周方向のひずみをｄεｘとすると、上記式（１）により、径方向のひずみｄεｙが決まる。このような伸びフランジ変形場は単軸引張変形場とみなされる。
　穴広げ試験による成形品３０では、穴３０ａと円形領域３１の外周縁が同心円であるため、上記式（３）においてθをγに置き換えることができる。この場合、ｄεｘを１と仮定すると、下記の式（４）が導出される。この式（４）に示すように、ＢＭ溶接線方向ひずみｄεｙ’は、溶接線の角度γ（すなわち、溶接線第２角度）及び母材金属板のｒ値に応じて変化する。
　ｄεｙ’＝（ｃｏｓγ）2＋（－ｒ）／（１＋ｒ）×（ｓｉｎγ）2　・・・（４）
　図９は、溶接線の角度γと母材金属板のｒ値との相関を示す図である。図９には、ＢＭ溶接線方向ひずみｄεｙ’が－０．２、－０．１、０、０．１及び０．２となる場合の状況をそれぞれ示す。
　穴広げ試験による成形品の穴（すなわち、プレス成形品の円弧状領域の内周縁）と溶接線の交点近傍で割れの発生を抑制するためには、ＢＭ溶接線方向ひずみｄεｙ’を－０．２～０．２とする必要がある。ここで、一般的な金属板（例：熱延鋼板、冷延鋼板、めっき鋼板、Ａｌ合金板、Ｔｉ合金板）のｒ値は０．５～３．０である。ｒ値は、割れの発生し易い低相当強度側の母材金属板のものである。これらのことから、図９より溶接線第２角度γを４２～７２°とするのが好ましい。
　本実施形態では、溶接線第２角度γを４２～７２°より僅かに広い４０～７５°と規定することができる。溶接線近傍で溶接熱によって軟化する領域の変形量を考慮すれば、角度γの僅かな広がりは許容できるからである。
　ＢＭ溶接線方向ひずみｄεｙ’は、小さければ小さいほどよい。したがって、ＢＭ溶接線方向ひずみｄεｙ’は、好ましくは－０．１～０．１であり、より好ましくは－０．０２５～０．０２５であり、更に好ましくは０である。それに伴い、図９より、溶接線第２角度γは、好ましくは４５～６６°であり、より好ましくは４７～６２°であり、更に好ましくは４８～６０°である。
　本実施形態のプレス成形品としてアウターを成形する場合、金属板として、引張強度４４０ＭＰａ級以上の鋼板、Ａｌ合金板、Ｔｉ合金板が用いられる。これらの金属板のｒ値は０．５～３．０である。したがって、この場合は、溶接線第２角度γを４５～７２°とするのが好ましい。
　その他本発明は上記の実施形態に限定されず、本発明の趣旨を逸脱しない範囲で、種々の変更が可能である。例えば、プレス成形品は、伸びフランジ変形によって形成されたフランジ部を含む限り特に限定しない。また、プレス成形品としての自動車用骨格部品は、長手方向に沿ってＬ字状に湾曲し、第１部位の延び出し方向に沿って衝突荷重を受けることが想定された部品である限り、フロントピラーロアーアウターに限定されず、リアサイドアウター等でも構わない。
　また、ＴＷＢは複数の金属板を突き合わせ溶接したものである限り特に限定しない。例えば、ＴＷＢが２つの金属板から構成される場合、金属板の引張強度及び板厚のうちの少なくとも一方が異なればよい。ＴＷＢは３つ以上の金属板から構成されてもよい。
　［穴広げ試験］
　ＴＷＢを用いて穴広げ試験を行い、溶接線第２角度γと成形性の関係を調査した。
　図１０は、穴広げ試験の概要を模式的に示す断面図である。図１１は、穴広げ試験で用いたＴＷＢを示す平面図である。図１０に示すように、穴広げ試験では、上型としてダイ４１を用い、ダイ４１の中央に直径５４ｍｍの孔４１ａを設けた。その孔４１ａの入口の周縁には、半径５ｍｍの丸面取り部４１ｂを設けた。一方、下型として、ダイ４１の孔４１ａの中心軸上に円柱状のパンチ４２を配置した。パンチ４２の直径は５０ｍｍであり、パンチ４２の肩部４２ａの丸面取り半径は５ｍｍであった。プレス成形（穴広げ成形）は、ブランク３５にパンチ４２を押し込むことにより行った。その押し込みはブランク３５の穴３５ａに割れが発生した時点で終了した。プレス成形の際、ダイ４１とブランクホルダ４３によってブランク３５の周縁部を保持した。
　図１１に示すように、ブランクとして、２つの金属板Ｃ及びＤを突き合わせ溶接したＴＷＢ３５を用いた。ＴＷＢ３５は、一辺の長さが１００ｍｍの正方形状であった。ＴＷＢ３５の中央に直径３０ｍｍの穴３５ａを設けた。成形前のＴＷＢ３５において、溶接線Ｌと穴３５ａの交点における穴３５ａの接線と、溶接線Ｌと、のなす角度α（以下、「成形前の溶接線角度」ともいう）を、４５°、６０°、７５°、９０°、１０５°、１２０°及び１３５°の７水準に変更した。７つの水準ごとに５枚ずつＴＷＢを準備し、すべてのＴＷＢに穴広げ試験を行った。金属板Ｃ及びＤの溶接は、レーザー溶接によって行った。
　金属板Ｃは、９８０ＭＰａ級ハイテンであり、その板厚は１．６ｍｍであった。金属板Ｄは、７８０ＭＰａ級ハイテンであり、その板厚は１．４ｍｍであった。すなわち、金属板Ｃの相当強度が金属板Ｄの相当強度よりも高かった。
　低相当強度側の金属板Ｄについて、ＪＩＳ　Ｚ　２２５４（１９９６年）に準拠し、付加ひずみ量が１０％における平均ｒ値（平均塑性ひずみ比）を算出したところ、０．７１２であった。ｒ値が０．７１２の場合、角度γを５７．２°とすれば、上記式（４）におけるＢＭ溶接線方向ひずみｄεｙ’が０（ゼロ）となる。
　前記図７に示すように、プレス成形（穴広げ成形）後の各成形品３０において、広がった穴３０ａの直径ｄ２（ｍｍ）を測定した。成形前の穴３５ａの直径ｄ１（ｍｍ）と成形後の穴３０ａの直径ｄ２（ｍｍ）から、下記（５）式により、穴広げ率λ（％）を算出した。更に、成形後の各成形品３０において、溶接線Ｌと穴３０ａの交点における穴３０ａの接線と、溶接線Ｌと、のなす角度、すなわち、溶接線第２角度γを測定した。
　λ＝（ｄ２－ｄ１）／ｄ１×１００　・・・（５）
　図１２Ａ～図１２Ｄは、穴広げ試験による代表的なプレス成形品の外観を示す写真である。これらの図のうち、図１２Ａは溶接線第２角度γが約４３°（成形前の溶接線角度が４５°）の場合を示す。図１２Ｂは溶接線第２角度γが約５８°（成形前の溶接線角度が６０°）の場合を示す。図１２Ｃは溶接線第２角度γが約６８°（成形前の溶接線角度が７５°）の場合を示す。図１２Ｄは溶接線第２角度γが約９０°（成形前の溶接線角度が９０°）の場合を示す。図１２Ａ～図１２Ｄのいずれでも、上段の写真が穴３０ａの全体を示し、下段の写真が溶接線Ｌと穴３０ａとの交点の部分を拡大して示す。また、下段の拡大写真には、割れの発生箇所を二点鎖線で囲んで示す。
　図１２Ａ～図１２Ｄに示すように、伸びフランジ変形場に溶接線が配置されると、溶接線Ｌと穴３０ａの交点近傍の母材金属板で割れが発生することが確認された。また、いずれの水準でも、相当強度の低い側の金属板（本試験では金属板Ｄ）に割れが発生した。下記の表２に結果を示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　表２中の穴広げ率は、各水準での平均値を示す。溶接線第２角度γが５９°の場合に穴広げ率が最も良好となった。すなわち、上記式（４）式により規定されるＢＭ溶接線方向ひずみｄεｙ’が小さくなるように溶接線を配置すれば、割れの発生を抑制しつつ成形性を向上できることが明らかになった。
　［衝突試験］
　本実施形態のプレス成形品としてフロントピラーロアーアウターを採用し、このアウターについて、ＦＥＭ解析により、前面衝突時の耐衝突性能を確認する試験を行った。
　図１３は、衝突試験の概要を模式的に示す平面図である。図１３には、アウター１０と、打撃子（インパクター）５１を示す。ＦＥＭ解析による衝突試験では、アウター１０の第１部位１１の先端部、すなわちサイドシル側の先端部を固定し、その先端部の変位を拘束した。この状態で、打撃子５１を速度１５ｋｍ／ｈで水平方向に移動させ、アウター１０の湾曲部位１３に衝突させた。そして、アウター１０への打撃子５１の進入量が１００ｍｍとなった時点で打撃子５１を停止させた。
　その際、打撃子５１がアウター１０に進入するのに伴ってアウター１０が吸収するエネルギを求めた。このアウター１０の吸収エネルギをアウター１０の体積で割ることにより、単位体積当たりの吸収エネルギを算出した。
　図１４Ａ～図１４Ｃは、衝突試験に用いたフロントピラーロアーアウターを示す平面図である。これらの図のうち、図１４Ａは比較例１を示す。図１４Ｂは本発明例１を示す。図１４Ｃは比較例２を示す。比較例１では、図１４Ａに示すように、第１部位１１（サイドシル側）のストレート状部分に溶接線Ｌを配置した。比較例２では、図１４Ｃに示すように、第２部位１２（フロントピラーアッパー側）のストレート状部分に溶接線Ｌを配置した。一方、本発明例１では、図１４Ｂに示すように、伸びフランジ変形によって成形される円弧状領域１４を含む湾曲部位１３に溶接線Ｌを配置した。本発明例１の溶接線第１角度θは５８．２°とし、溶接線第２角度γは５４．６°とした。
　本発明例１並びに比較例１及び２のいずれでも、溶接線Ｌより第２部位１２側（フロントピラーアッパー側）の金属板として、金属板Ｅを用い、溶接線Ｌより第１部位１１側（サイドシル側）の金属板として、金属板Ｆを用いた。金属板Ｅは、９８０ＭＰａ級ハイテンであり、その板厚は１．２ｍｍであった。金属板Ｆは、７８０ＭＰａ級ハイテンであり、その板厚は１．５ｍｍであった。金属板Ｅは、金属板Ｆと比較して割れの発生し易い特性を有し、金属板Ｅのｒ値は０．７９０であった。
　図１５Ａ及び図１５Ｂは、衝突試験の試験結果を示す図である。これらの図のうち、図１５Ａはアウターの吸収エネルギを示す。図１５Ｂはアウターの単位体積当たりの吸収エネルギを示す。図１５Ａ及び図１５Ｂの結果から下記のことが示される。
　図１５Ａに示すように、比較例１では、サイドシル側のストレート状部分に溶接線が配置されていることから、吸収エネルギが不芳であった。一方、本発明例１では、本実施形態で規定した領域内に溶接線が配置されていることから、吸収エネルギが良好であった。また、比較例２では、フロントピラーアッパー側のストレート状部分に溶接線が配置されていることから、吸収エネルギが良好であった。
　ここで、衝突試験時の吸収エネルギは板厚によって変化する。板厚の厚い領域が広くなれば、吸収エネルギが増加する傾向にある。このため、板厚の厚い金属板Ｆの領域が広い比較例２の吸収エネルギが、本発明例１の吸収エネルギより僅かに良好となった。
　一方、図１５Ｂに示すように、単位体積当たりの吸収エネルギに関しては、本発明例１が比較例２より良好となった。アウターの重量に関し、本発明例１が比較例２より軽いことによる。したがって、軽量化と高機能化とをバランス良く両立させる観点では、本実施形態のアウターが優れることが明らかになった。
　［材料歩留り］
　本実施形態のプレス成形品としてフロントピラーロアーアウターを採用し、このアウターを金属板から作製する場合について、材料歩留りを調査した。
　図１６Ａ～図１６Ｄは、プレス成形に用いたブランクの形状と、そのブランクの作製に用いたトリム加工前の金属板の形状とを示す模式図である。これらの図のうち、図１６Ａ、図１６Ｂ及び図１６Ｄは、それぞれ比較例３、比較例４及び比較例５を示す。図１６Ｃは本発明例２を示す。図１６Ａ～図１６Ｄには、プレス成形に用いたブランク６１の形状を二点鎖線で示し、そのブランク６１の作製に用いたトリム加工前の第１金属板６２及び第２金属板６３の形状を実線で示し、溶接線Ｌを太線で示す。トリム加工前の第１金属板６２及び第２金属板６３は、いずれも矩形状とした。第１金属板６２においてトリム加工で除去される領域６２ａと、第２金属板においてトリム加工で除去される領域６３ａとに、それぞれ斜線を付した。
　図１６Ａに示すように、比較例３では、ＴＷＢではなく、単一の金属板（第１金属板６２）をプレス成形用のブランクとした。図１６Ｂに示すように、比較例４では、サイドシル側のストレート状部分に溶接線Ｌを配置した。図１６Ｄに示すように、比較例５では、フロントピラーアッパー側のストレート状部分に溶接線Ｌを配置した。一方、図１６Ｃに示すように、本発明例２では、本実施形態で規定した領域内に溶接線Ｌを配置した。
　図１７は、本発明例２及び比較例３～５ごとにトリム加工により除去されたブランクの面積を示す図である。図１７に示すように、ブランクの除去面積は、本発明例２が最も小さくなった。したがって、本実施形態のアウターによれば、材料歩留りを向上できることが明らかになった。
　［溶接線第１角度θ（第２角度γ）の簡易な設定方法］
　上記のとおり、ＷＬ溶接線方向ひずみｄεWLｙ’とＢＭ溶接線方向ひずみｄεｙ’（ｄεBMｙ’）との相対差が０．０３０以下となるように、溶接線を配置すれば、割れの発生を抑制することができる。したがって、割れを抑制するための最適な条件は、ｄεWLｙ’とｄεｙ’との相対差が０となることである。つまり、ｄεWLｙ’とｄεｙ’が同じになることである。この条件（ｄεWLｙ’＝ｄεｙ’）を上記式（２）に代入し、更に上記式（２）の両辺を溶接線近傍の母材金属板における周方向ひずみｄεｘで割ると、下記の式（６）が導かれる。
　ｄεWLｙ’／ｄεｘ＝（ｃｏｓθ）2＋ｄεｙ／ｄεｘ×（ｓｉｎθ）2　・・・（６）
　式（６）において、右辺中の「ｄεｙ／ｄεｘ」はひずみ比βであるため、左辺の「ｄεWLｙ’／ｄεｘ」をχと置けば、下記の式（７）が導かれる。
　χ＝（ｃｏｓθ）2＋β×（ｓｉｎθ）2　・・・（７）
　式（７）より、溶接線第１角度θごとに、溶接線近傍の母材金属板における最大主ひずみｄεｘに対するＷＬ溶接線方向ひずみｄεWLｙ’の割合χと、ひずみ比βと、の関係が定まる。
　図１８は、最大主ひずみｄεｘに対するＷＬ溶接線方向ひずみｄεWLｙ’の割合χと、ひずみ比βと、の関係の一例を示す図である。図１８に示すように、ひずみ比βの増加に伴って割合χが増加する。更に、同じひずみ比βであれば、溶接線第１角度θが小さいほど、割合χが大きい。したがって、ＷＬ溶接線方向ひずみｄεWLｙ’、最大主ひずみｄεｘ及びひずみ比βがわかれば、割れの抑制に適した溶接線第１角度θを設定することができる。ｄεWLｙ’、ｄεｘ及びβは、ＦＥＭ解析等によって容易に算出できる。
　本発明は、自動車用骨格部品及びその製造に有用である。
　　１０：フロントピラーロアーアウター（プレス成形品）、
　　１０ａ：天板部、　　１０ｂ：第１縦壁部、　　１０ｃ：第２縦壁部、
　　１０ｄ：第１フランジ部、　　１０ｅ：第２フランジ部、
　　１１：第１部位、　　１２：第２部位、
　　１３：湾曲部位、　　１４：円弧状領域、
　　１５：プレス成形品、　　１５ａ：天板部、　　１５ｂ：縦壁部、
　　１５ｃ：フランジ部、　　１６：円弧状領域、
　　１６ａ：円弧状領域の外周縁、　　１６ｂ：円弧状領域の内周縁、
　　２０：ブランク（ＴＷＢ）、　　２１：第１金属板、　　２２：第２金属板、
　　２５：ブランク（ＴＷＢ）、　　Ａ、Ｂ：金属板、
　　２６：ダイ、　　２７：パンチ、　　２８：パッド
　　３０：穴広げ試験によるプレス成形品、　　３０ａ：穴、
　　３１：円形領域、
　　３５：穴広げ試験用のブランク（ＴＷＢ）、　　３５ａ：穴、
　　４１：ダイ、　　４１ａ：孔、　　４１ｂ：丸面取り部、
　　４２：パンチ、　　４２ａ：肩部、　　４３：ブランクホルダ、
　　５１：打撃子、
　　６１：ブランク、
　　６２：第１金属板、
　　６２ａ：第１金属板においてトリムにより除去される領域、
　　６３：第２金属板、
　　６３ａ：第２金属板においてトリムにより除去される領域、
　　Ｌ：溶接線

Claims (8)

  1. 　複数の金属板を突き合わせ溶接されたテーラードブランクからなるプレス成形品であって、
    　前記プレス成形品は、フランジ部と、前記フランジ部の領域のうちで、内周縁が開放した円弧状領域と、を含み、
    　前記テーラードブランクの溶接線が前記円弧状領域の前記内周縁と前記円弧状領域の外周縁を交差し、
    　前記溶接線と最大主ひずみ方向とのなす角度が１７～８４°である、プレス成形品。
  2. 　請求項１に記載のプレス成形品であって、
    　前記溶接線と前記内周縁の交点における前記内周縁の接線と、前記溶接線と、のなす角度が４０～７５°である、プレス成形品。
  3. 　請求項１又は２に記載のプレス成形品であって、
    　前記テーラードブランクを構成する前記金属板が２つであり、前記２つの金属板は引張強度及び板厚のうちの少なくとも一方が異なる、プレス成形品。
  4. 　請求項３に記載のプレス成形品であって、
    　前記プレス成形品は長手方向に沿ってＬ字状に湾曲する自動車用骨格部品であり、前記骨格部品の断面形状が長手方向の全域にわたりハット形であり、
    　前記骨格部品は、長手方向に沿って湾曲する湾曲部位と、前記湾曲部位の両端それぞれから延び出す第１部位及び第２部位と、を備え、前記第１部位の延び出し方向に沿って衝突荷重を受けることが想定された部品であり、
    　前記円弧状領域が前記湾曲部位の湾曲内側のフランジ部であり、
    　前記第１部位側に配置された前記金属板の板厚が、前記第２部位側に配置された前記金属板の板厚よりも厚い、プレス成形品。
  5. 　請求項４に記載のプレス成形品であって、
    　前記骨格部品がフロントピラーロアーアウターであり、
    　前記第１部位がサイドシルに結合され、前記第２部位がフロントピラーアッパーに結合される、プレス成形品。
  6. 　請求項４又は５に記載のプレス成形品であって、
    　前記第１部位側に配置された前記金属板の引張強度と板厚の積算値と、前記第２部位側に配置された前記金属板の引張強度と板厚の積算値との差が、６００ｍｍ・ＭＰａ以下である、プレス成形品。
  7. 　複数の金属板を突き合わせ溶接されたテーラードブランクからプレス加工によって成形されるプレス成形品の設計方法であって、
    　前記プレス成形品は、フランジ部と、前記フランジ部の領域のうちで、伸びフランジ変形によって形成され、且つ内周縁が開放した円弧状領域と、を含み、前記テーラードブランクの溶接線が前記円弧状領域の前記内周縁と前記円弧状領域の外周縁を交差しており、
    　前記プレス成形品を設計する際、プレス加工中に、前記溶接線の幅方向中央における前記溶接線に沿う方向のひずみｄεWLｙ’と、前記金属板の前記溶接線近傍における前記溶接線に沿う方向のひずみｄεｙ’と、の相対差が０．０３０以下となるように、前記溶接線を配置する、プレス成形品の設計方法。
  8. 　請求項７に記載のプレス成形品の設計方法であって、
    　前記ひずみｄεWLｙ’と前記ひずみｄεｙ’との相対差が０である、プレス成形品の設計方法。
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