斷裂預測方法

2023-08-10 02:56:51 5

專利名稱：：斷裂預測方法
技術領域：
：本發明涉及由金屬材料構成的薄板的斷裂預測方法和裝置、以及程序和存儲媒介，尤其適合作為經過了衝壓成形的汽車部件的碰撞過程中的材料斷裂的斷裂判斷基準。
背景技術：
：一般使用板厚減少率或成形極限圖(FLD沐判斷對於斷裂的餘量。FLD是對於每個最小主應變表示賦予斷裂極限的最大主應變的圖，也可以用於碰撞解析。基於實驗的FLD的測定方法一般為，預先通過蝕刻等在金屬板的表面上繪出圓狀或格子狀的圖樣，在通過基於液壓成形或剛性工具的鼓凸成形使其斷裂後，根據圓的變形量來測定斷裂極限應變。如下地得到斷裂極限線對於各種面內應變比對金屬板施加比例負荷，將各個應變比時的斷裂極限應變圖示在主應變軸上並用線連結。圖1表示通過實驗測定的斷裂極限線。作為FLD預測方法，存在並用Hill局部縮頸模型和Swift擴散縮頸模型、Marciniak-Kuczynski法、Storen-Rice(St6ren-Rice)模型等方法，並通過以Keder經驗法則修正板厚的影響能夠得到。以往的斷裂評價方法為，通過對這些斷裂極限線與各部位的應變狀態的位置關係進行比較來進行評價，並在變形過程的應變達到該極限應變時判斷為斷裂或者其危險性較高，根據基於塑性變形過程的有限元法的模擬的結果而得到上述各部位的應變狀態。非專利文獻l:2004、塑性與加工45、123非專利文獻2:2004、CAMP-ISIJ17、1063非專利文獻3:1993、Hosford、MetalForming、319非專利文獻4:1988、機論A、57、1617如圖2的斷裂極限線所示，已知斷裂極限線依存於應變路徑而較大地變化。例如，根據較多的實驗、數值分析可知(l)與沒有變形路徑的變化而通過線形的路徑變化施加了負荷時的斷裂極限線相比，(2)在單軸拉伸預應變後實施等雙軸拉伸變形的路徑變化的情況下，斷裂極限線大幅增加，(3)在等雙軸拉伸預應變後實施單軸拉伸的路徑變化、或(4)等雙軸拉伸預應變後實施平面應變拉伸變形的路徑變化的情況下，斷裂極限線減少。在經過了衝壓成形或衝壓成形中的預變形的汽車車身部件的碰撞變形過程中，變形路徑大幅變化的情況較多，在使用根據實驗得到的斷裂極限線來評價斷裂的情況下，不得不根據變形路徑而準備無數的極限線。因此，在實用上，斷裂的評價使用與比例負荷路徑相對的斷裂極限線，不能期待較高的預測精度。而且，在材料端部的周向的伸長應變達到材料固有的極限值時發生伸長邊緣斷裂。材料端部的應力狀態接近單軸拉伸，從材料端部朝向內側存在急劇的應力和應變的梯度，因此斷裂極限顯示為與通過單軸拉伸試驗得到的斷裂極限應變或應力相比較大不同的值。即，在伸長邊緣斷裂的情況下，即使材料端部達到塑性不穩定條件並發生局部縮頸(板厚縮頸)，在材料、除了端部的內側材料中也還未滿足塑性不穩定條件，因此被內側的材料束縛，作為整體不會成為塑性不穩定條件，板厚縮頸的進展延遲。而且，在伸長邊緣斷裂中，由於在材料端部的周向上產生多數的板厚縮頸，所以斷裂延遲。例如，當在材料端部的一處產生板厚縮頸時，板厚縮頸附近的周向的應力被緩和。但是，隨著遠離板厚縮頸，該應力緩和的影響減小，當變形進一步進行時，在從最初的板厚縮頸離開的位置產生下一個板厚縮頸。當變形進一步進展時，產生新的縮頸。通過反覆該過程，在材料端部的周向上產生多數的板厚縮頸，並且板厚縮頸成長。在此，在此之前產生的板厚縮頸成長而沒有達到斷裂的原因是，被應變較少的材料束縛，材料端部周向整體不滿足塑性不穩定。因此，在伸長邊緣斷裂中，即使在材料端部的周向的一處產生板厚縮頸，也不會達到斷裂而延遲伸長邊緣斷裂。這樣，由於從材料端部向內側的應變梯度的存在、以及即使周向的一處滿足局部縮頸也不斷裂的延遲效果，伸長邊緣斷裂的預測方法不容易進行，而至今也沒有被提出。
發明內容本發明的技術課P是解決上述現有技術的問題，其目的是提供一種斷裂預測方法，在對包含一個以上的變形路徑變化的過程中的薄板有無發生斷裂進行預測時，能夠容易且有效地求出斷裂極限線，並能夠具有較高預測精度地預測有無發生斷裂，能夠定量地評價衝壓成形或碰撞時的斷裂的危險性，實現同時考慮了材料、工作法、構造的、汽車車身的有效、高精度的開發。本發明的斷裂預測方法是評價由金屬材料構成的薄板的斷裂極限的斷裂預測方法，其特徵在於，在對與一個以上的變形路徑變化相對應的塑性變形過程中的上述薄板的斷裂發生進行預測時，包括以下步驟將應變空間的斷裂極限線轉換成應力空間的斷裂極限線；以及，使用所得到的上述應力空間的斷裂極限線來預測有無上述斷裂發生。而且，本發明人為了解決上述課題而認真研究的結果，想到以下所示的發明的各方式。通過將與伸長邊緣斷裂極限非常相關的擴孔率用於斷裂的標準，而且，能夠不在考慮應變空間上而是在考慮了變形滯後的影響的應力空間上進行斷裂判斷，由此可知能夠進行高精度的預測。而且，本發明人為了解決上述課題而認真研究的結果，想到以下所示的發明的各方式。本發明的斷裂極限取得方法是取得用於對由金屬材料構成的薄板的斷裂極限進行判斷的斷裂極限的方法，在對包含一個以上的變形路徑變化的過程中的上述薄板的斷裂極限進行判斷時，將根據擴孔試驗得到的伸長應變率X轉換成應力空間的斷裂極限線。由於在應力空間上標記的斷裂極限線不依存於變形路徑，所以能夠用單一的極限線表示。因此，通過將其用作斷裂判斷基準，能夠以較高精度來判斷包含一個以上的變形路徑變化的伸長邊緣部的斷裂。根據本發明，在對包含一個以上的變形路徑變化的過程中的薄板有無發生斷裂進行預測時，能夠容易且有效地求出斷裂極限線，能夠以較高預測精度來預測有無發生斷裂。由此，能夠定量地評價衝壓成形或碰撞時的斷裂的危險性，實現同時考慮了材料、工作法、構造的汽車車身的有效的、高精度的開發。圖1是表示用於說明現有技術的成形極限圖(FLD)的圖。圖2是用於說明本發明要解決的課題的成形極限圖。圖3是用於說明從應變向應力轉換的圖。圖4是用於說明坐標轉換法則的圖。圖5是表示與應變空間的FLD依存於變形路徑且斷裂極限線較大變化的情況相對、能夠用單一的曲線表現應力空間的斷裂極限線的情況的圖。圖6是表示成形高度和最大主應變之間的關係的圖。圖7是表示在各種解析條件下進行數值模擬、將根據實驗得到的FLD和局部縮頸發生極限用作斷裂判斷基準時的預測精度的比較的圖。圖8是表示通過數值模擬得到的成形過程的應力滯後與斷裂極限線的位置關係的圖。圖9是表示本發明方法的預測精度的圖。圖IO是表示碰撞解析的預測精度的驗證對象即帽形截面形狀的部件和三支點彎曲落錘試驗概要的圖。圖11是表示基於數值模擬的帽形狀的拉深彎曲成形的解析結果的圖。圖12是表示等效塑性應變與根據應變速度的等效應力的關係的圖。圖13是表示應力空間中的動態斷裂應力極限線與根據碰撞模擬得到的動態應力的位置關係的圖。圖14是表示通過數值模擬得到的成形過程的應力滯後與斷裂極限線的位置關係、以及本發明方法的預測精度的圖。圖15是用於說明本發明的實施例的圖，是說明實驗方法的圖。圖16是用於說明本發明的實施例的圖，是說明解析模型的圖。圖17是用於說明本發明的實施例的圖，是將解析結果相對於最大主應變分布進行了等高線表示的圖。圖18是用於說明本發明的實施例的圖，是與解析結果相關地表示離孔緣的距離與最大主應變之間的關係的圖。圖19是用於說明本發明的實施例的圖，是與解析結果相關地表示離孔緣的距離與最大主應變之間的關係的圖。圖20是用於說明本發明的實施例的圖，是表示通過數值模擬得到的成形過程的應力滯後與縮頸發生極限應力線的位置關係的圖。圖21是用於說明本發明的實施例的圖，是表示通過數值模擬得到的成形過程的應力滯後與將縮頸發生極限應力線、擴孔率轉換成應力空間的斷裂判斷基準的位置關係的圖。圖22是表示本實施例的斷裂預測裝置的主要結構的框圖。圖23是表示通過本實施例的斷裂預測方法在由金屬材料構成的薄板的成形過程中進行斷裂預測時的各步驟的流程圖。圖24是表示通過本實施例的斷裂預測方法接著圖23的成形過程中的斷裂預測進行碰撞過程中的斷裂預測時的各步驟的流程圖。圖25是用於說明本發明的實施例的圖，是通過實驗測定的成形極限圖(FLD)。圖26是用於說明本發明的實施例的圖，是對通過Hill-swift理論和Storen-Rice模型預測的塑性不穩定極限線、使用Keeler板厚修正法則並考慮了板厚的影響的成形極限圖(FLD)。圖27是用於說明本發明的實施例的圖，是以Storen-Rice模型為基礎、使用應力增量依存法則而預測的成形極限圖(FLD)。圖28是用於說明本發明的實施例的圖，是說明從應變向應力轉換的圖。圖29是用於說明本發明的實施例的圖，是表示與應變空間的FLD依存於變形路徑且斷裂極限較大變化的情況相對、能夠用單一的曲線表現應力空間的斷裂極限線的情況的圖。圖30是用於說明本發明的實施例的圖，是說明實驗方法的圖。圖31是用於說明本發明的實施例的圖，是將擴孔率表示為在應力空間中標記的斷裂極限應力線的圖。圖32是表示實施例1的斷裂極限取得裝置的主要結構的框圖。圖33是表示實施例1的斷裂極限取得方法的各步驟的流程圖。圖34是表示實施例2的斷裂極限取得裝置的主要結構的框圖。圖35是表示實施例2的斷裂極限取得方法的各步驟的流程圖。圖36是表示實施例2變形例的斷裂極限取得裝置的主要結構的框圖。圖37是表示個人用戶終端裝置的內部結構的示意圖。具體實施例方式第1實施方式成形性評價時的對於斷裂的餘量，一般使用板厚減少率或FLD來判斷，其也能夠用於碰撞解析中的斷裂預測。其中，已知FLD依存於變形路徑並較大變化，且作為像經過了沖壓成形或衝壓成形中的預變形的汽車車身部件的碰撞那樣的、變形路徑較大變化的塑性變形過程的斷裂評價方法，不能期待較高的預測精度。但是，最近，桑原等(參照非專利文獻1、2)通過實驗和解析驗證了如下情況當將鋁擠壓材料、軟鋼板作為對象，使用在應力空間中標記的斷裂極限線時，能夠與變形的路徑無關，而大致唯一地表現斷裂極限。這些見解與鋁、軟鋼板有關，但對於拉伸強度為440MPa級以上的鋼板並沒有明確，而不能用於當前較多使用高強度鋼板的汽車車身的開發中。因此，本發明人首先想到了以下事項。(1)對於440MPa以上的拉伸強度的高強度鋼板進行詳細的實驗，當使用在應力空間中標記的斷裂極限線時，能夠與變形的路徑無關，而用單一的斷裂極限線表現。(2)通過使用在應力空間中標記的斷裂極限線，能夠以高精度對像經過了衝壓成形或衝壓成形中的預變形的汽車車身部件的碰撞那樣的、變形路徑較大變化的塑性變形過程的斷裂評價進行預測。[實施例]以下，根據各實施例對第l實施方式進行詳細的說明。(實施例1)首先，對應力空間的斷裂極限線的取得方法進行說明。將以下的表1所示的鋼板作為對象，測定了(l)比例負荷路徑上的斷裂極限應變、(2)變形路徑變化下的斷裂極限應變。在此，t是薄板的厚度，YP是屈服強度，TS是拉伸強度，U.El是均勻伸長，El是全伸長，rm是平均r值(表示寬厚應變比(Lankford值)，在設壓延方向的r值為ro、相對於壓延方向為45。的方向的r值為r45，相對於壓延方向為90。的方向的r值為r9Q時，通過rm=(rD+2r45+r9)/4表示)，K、eQ、n表示在將根據單軸拉伸試驗得到的應力-應變曲線代入如下的函數式時所得到的材料參數。[公式l]比例負荷路徑上的斷裂極限應變為，使劃圓直徑為6mm，對單軸拉伸、中島法(使用了特氟隆(註冊商標)片的球頭鼓凸)、液壓鼓脹試驗中的斷裂應變進行測定。另一方面，變形路徑變化下的斷裂極限線為，以作為1次變形而在壓延方向上實施了10%的拉伸後、與1次拉伸方向呈90。的方向成為最大主應力的方式，通過單軸拉伸、中島法測定了斷裂應變。[表l]材料的機械特性值和材料參數tableseeoriginaldocumentpage12(單位t:mm;YP、TS、K:MPa;El、U.E1:%)從應變到應力能夠通過假定如下情況來換算(l)體積恆定法則、(2)Mises屈服函數、(3)基於加工硬化法則的各向同性硬化、(4)垂直法則、(5)平面應力。以下，對將應變空間的斷裂極限線轉換到應力空間的具體方法進行說明。應變空間的FLD是對每個最小主應變S22表示賦予斷裂極限的最大主應變e的圖，板厚應變s33能夠通過這些應變和體積恆定法則求得。[公式2]formulaseeoriginaldocumentpage12通常，在用於成形解析或碰撞解析中的結構法則中，如果使用與變形的路徑無關、而將等效塑性應力CTeq假定為等效塑性應變eeq的唯一函數的各向同性硬化法則，或者使用Swift加工硬化法則，則能夠用如下公式表現。formulaseeoriginaldocumentpage12作為加工硬化的函數，例如，也可以使用等效塑性應變的高次多項式或其他的形式，但優選使用近似精度較高、在薄鋼板的數值模擬中經常使用的Swift公式。例如如果對屈服曲面使用Mises屈服函數，則等效塑性應變seq能夠表示為如下公式。formulaseeoriginaldocumentpage12並且，如果使用假定了面內各向同性的Hill的2次屈服函數，則等效塑性應變seq能夠通過如下公式得到。[公式5］formulaseeoriginaldocumentpage13在使用Hill的2次屈服函數的情況下，需要塑性各向異性參數r值，具體地說，能夠根據與壓延方向呈O。、45°、90。的方向的r值(ro、r45、r9)、通過r二(r。+2r45+r9o)/4得到。另外，根據需要也可以使用高度的各向異性屈服函數，但由於參數較多、在處理時需要考慮到板面內的方向，所以雖然增加了複雜的程度但精度的提高量不充分，在實用上使用假定了面內各向同性的屈服函數就足夠了。在任意的屈服函數中，通過使用將等效塑性應變增量dSeq在應變路徑上進行了積分的等效塑性應變Seq和加工硬化法則，也能夠求出考慮了變形路徑變化的等效塑性應力q。其次，通過圖3所示的屈服曲面的各向同性硬化和如下的垂直法則可得到偏差應力成分CJij'。[公式6]formulaseeoriginaldocumentpage13最後，通過假定平面應力(033=0)，可通過如下公式得到應力成分(Jij。[公式7]formulaseeoriginaldocumentpage13另夕卜，如圖4所示，在應變的主軸和壓延方向不一致的情況下，需要如下所述的坐標轉換操作。圖中，Xi表示材料坐標系的坐標軸即x,軸/ZRD、X2軸/VTD、X3軸/7ND，Xi表示n次變形中的應變的主軸。當將張量A的材料坐標系中的成分顯示設為Aij、將坐標轉換張量設為R時，(l)在實驗坐標系計測的應變成分Sij能夠通過坐標轉換法則轉換為以材料坐標係為基準坐標的應變成分。[公式8]formulaseeoriginaldocumentpage13其次，(2)根據以材料坐標係為基準坐標系而被模型化的屈服函數和垂直法則求出偏差應力成分《，最後，(3)能夠使用坐標轉換法則而求出以實驗坐標係為基準坐標的應力成分。formulaseeoriginaldocumentpage13圖5表示通過實驗測定的FLD、和用上述方法將其轉換成最大主應力和最小主應力的應力空間的斷裂極限線。應變空間的FLD依存於變形路徑且斷裂極限線較大地變化，但在應力空間中標記的斷裂極限線成為單一的斷裂極限線。而且，本發明人對以下的表2所示的440MPa980MPa級的高強度鋼板進行實驗調查的結果，可知與材料的拉伸強度或強化機構無關，在寬度較大的範圍內成為單一的斷裂極限線。通過使用該在應力空間中標記的斷裂極限線，能夠以高精度對經過了衝壓成形或衝壓成形中的預變形的汽車車身部件的碰撞那樣的、變形路徑較大變化的塑性變形過程的斷裂評價進行預測。另外，當然也可以使用將通過中島法以外的實驗方法測定的FLD轉換成應力空間的斷裂極限線，也可以在斷裂預測使用將Hill局部縮頸模型、Swift擴散縮頸模型、Marciniak-Kuczynski法或Storen-Rke模型等的理論FLD轉換成應力空間的斷裂極限線。[表2]材料的機械特性值和材料參數MaterialtYPTSU.E1ElA:440MPa級固溶強化型鋼板1.23684601835B:590MPa級析出強化型鋼板1.24605981223C:780MPa級相變組織強化型鋼板2.04908401019D:980MPa級相變組織強化型鋼板2.07101010814(單位t:mm;YP、TS:MPa;El、U.Eh%)其次，對斷裂極限的評價方法進行說明。在通過有限元法(FEM)的數值模擬來預測材料的斷裂時，存在以下所示的技術課題。(1)由於通過實驗測定的FLD受到評點間距離或摩擦狀態的較強影響，所以在將其用作斷裂判斷基準的情況下，需要進行修正以使其符合數值模擬的解析條件。(2)在數值模擬中，能夠正確地模擬直到均勻變形的應變的增加，但為14了對在板厚程度的區域中發生的局部縮頸、或在更狹窄的區域內應變局部化的剪切帶進行模擬，必須充分細化有限要素，而通過現狀的計算機能力難以預測。'(3)在通用的軟體中被標準採用的材料結構法則中應變的局部化被延遲，所以在以實測的FLD為斷裂判斷基準時，賦予在危險側的評價。本發明人對這些課題進行了認真的研究的結果，得知了適於數值模擬的斷裂判斷基準。將表1所示的鋼板作為對象進行球頭鼓凸成形的FEM數值模擬，並對要素尺寸和材料構成式在應變的局部化過程中產生的影響進行了調查。圖6表示衝頭行程與通過衝壓成形而導入的最大主應變之間的關係。從成形初期到衝頭行程25mm左右，要素尺寸、材料構成式的影響幾乎不出現，但在應變的局部化開始的25mm以後，這些影響變得顯著。圖7表示在各種解析條件下進行數值模擬、並將根據實驗得到的FLD和局部縮頸發生極限用作斷裂判斷基準時的預測精度的比較。在將實測的FLD用作斷裂判斷基準時，由於不能正確地模擬應變的局部化過程，所以斷裂的預測精度不高。另一方面，在將局部縮頸發生極限用作斷裂極限時，能夠與要素尺寸或使用的材料構成式無關，而以較高的精度進行預測，且能夠得到安全側的評價。其啟示的情況為，薄鋼板的韌性斷裂發生在由於局部縮頸而變形局部化的位置上，當局部縮頸發生時在極短時間內實現斷裂，因此，在實用上將局部縮頸發生極限用作斷裂判斷基準即可。局部縮頸發生極限能夠通過塑性不穩定性的構架來處理，並能夠通過Hill局部縮頸模型、Swift擴散縮頸模型、Marciniak-Kuczynski法或Storen-Rice模型等的理論FLD進行預測。如該事例所示，本發明人認真研究的結果、想到了如下情況在通過使用了有限元法的數值分析模擬來評價斷裂時，將應變空間中的縮頸開始線轉換到應力空間後的斷裂極限線用作斷裂判斷基準，由此能夠確保較高的預測精度。其次，對斷裂極限的評價方法的事例進行說明。表示如下的事例將表1所示的鋼板作為對象，在作為1次變形而在壓延方向上實施了10%的拉伸後，通過球頭鼓凸成形來實施平面應變變形那樣的、非線形路徑中的斷裂預測事例。圖8表示通過數值模擬得到的成形過程的應力滯後和將應變空間中的縮頸開始線轉換成應力空間的斷裂極限線之間的關係。在數值模擬中使用動態顯式解法(動的陽解法)時，所得到的應力不進行時間步驟內的反覆計算，而只是在微小時間內為了解析應力波的傳播而邊較大地振動邊增加。在對該應力和斷裂極限應力的位置關係進行比較並評價斷裂的方法中，難以確保較高的預測精度。本發明人認真研究後的結果，想到了如下的方法在數值模擬中使用動態顯式解法時，通過後處理將塑性應變轉換成應力，由此能夠迴避應力的振動，並高精度地判斷斷裂。圖9表示通過本發明方法預測了斷裂的結果。在以往的基於FLD的斷裂預測方法中，由於依存於變形路徑且斷裂極限線較大地變化，所以難以高精度地預測，但通過使用本發明，即使在變形路徑變化的情況下，也能以良好的精度預測斷裂。另外，在本發明中，代替使用了有限元法的數值模擬，通過對將實驗的應變測定結果轉換成應力的值和斷裂極限線的位置關係進行比較，也能夠評價斷裂。其次，對將斷裂預測方法用於碰撞解析的例子進行說明。將表1所示的鋼板作為對象，在圖10所示的帽形截面中，在長度為900mm的部件的三支點彎曲碰撞解析中，使用本發明的斷裂預測方法。首先，使用動態顯式解法的數值模擬進行帽形狀的拉深彎曲成形的解析。圖ll表示成形模擬的結果。其次，製作在凸緣部實施了與平板30mm間隔的點焊處理(固定2接點間的相對變位)的碰撞解析用有限要素模型。而且，使得到的成形解析結果反映到該碰撞解析用有限要素模型中，並通過基於動態顯式解法的數值模擬進行了碰撞解析。在評價衝壓成形後的碰撞過程中的材料的斷裂時，將通過衝壓成形的數值模擬得到的板厚和等效塑性應變、或板厚和等效塑性應變、應力張量、應變張量作為碰撞解析的初始條件，由此能夠考慮成形時的變形滯後。另外，當然也能夠代替數值模擬，而通過實驗測定衝壓成形品的板厚、等效塑性應變，並將它們中的任意一個作為碰撞解析的初始條件，由此能夠考慮成形時的變形滯後。在以上的事例中，處理像衝壓成形這樣的準靜態的塑性變形過程，但在碰撞解析中需要考慮材料的高速變形舉動。已知在鋼鐵材料中存在應變速度依賴性，當變形速度快時變形阻力上升。在汽車的碰撞時，在變形集中的稜線部應變速度達到1000/S，為了確保碰撞解析的預測精度，需要考慮正確的高速變形舉動。一般，在通過基於有限元法的數值模擬進行碰撞解析時，使用Cowper-Symonds公式作為表現與應變速度相應的應力的增加的材料模型。圖12表示等效塑性應變和與應變速度相應的等效應力的關係，圖13表示應力空間中的動態的斷裂應力極限線和根據碰撞模擬得到的動態應力的位置關係。在使用根據碰撞模擬得到的動態應力來評價斷裂時，與應變速度相應而需要無數的動態的斷裂應力極限線，在實用上難以預測斷裂。本發明人為了解決該課題而認真研究的結果，想到了如下情況使用對根據碰撞模擬得到的塑性應變進行轉換而得到的基準應變速度下的應力，用於斷裂判斷的斷裂極限(斷裂標準)僅利用單一的基準應變速度下的斷裂應力極限線即可。研討的結果，得知基準應變速度也可以為準靜態的應變速度。準靜態的應變速度的範圍因材料而異，但在實用上可以使用在0.001/sl/s的範圍內計測的斷裂極限線。圖14表示通過本發明的方法預測了斷裂的結果。在以往的基於FLD的斷裂預測方法中，難以高精度地預測像經過了衝壓成形的預變形後的碰撞現象那樣的、變形路徑較大地變化的塑性變形過程，但通過使用本發明，即使在衝壓成形後的碰撞程序中，也能夠以良好的精度預測斷裂。如以上的例子所示，根據本發明，能夠通過有限元法模擬薄鋼板的衝壓成形、碰撞程序，並根據所得到的數據定量地評價斷裂的危險性。在此，作為變形應力的應變速度依賴性，將Cowper-Symonds公式用作代表例，但使用能考慮到應變速度依賴性的任意的構成式、例如m次硬化公式、Johnson-Cook公式等，本發明的有效性也不變。(實施例2)以下，作為本發明的各具體實施例，表示在應力空間中以擴孔率1為標準的伸長邊緣斷裂評價方法。實驗材料是通過冷軋-連續退火製造的板厚1.2mm的複合組織鋼板(DualPhase),具有表3所示的機械性質。機械特性值是通過內向型試驗機以十字頭速度10mm/min(應變速度3xlO々s)進行了拉伸試驗的值，試驗件使用與壓延方向平行地取樣的JIS5號試驗件。[表3]表3實驗材料的機械試驗值tableseeoriginaldocumentpage18(YP:屈服強度，TS:拉伸強度，U.E1:均勻伸長，El:全伸長，rm:寬厚應變比)首先，將實驗材料剪切成200mmx200mm的大小，使用衝頭和衝模在中央部衝出直徑25mm大小的孔。通過直徑100mm、衝模肩R15mm的平底衝頭對該在中央開有孔的素材板進行成形直到在孔緣發生斷裂(特氟隆片潤滑)，測定斷裂發生時的孔徑和成形極限高度。實驗的概要如圖15所示。而且，在數值模擬中用作斷裂預測的標準，因此通過中島法(使用了特氟隆片的球頭鼓凸)測定了FLD。接下來，進行基於動態顯式解法FEM的數值模擬，驗證了從材料端部斷裂的伸長邊緣斷裂的預測精度。另外，提供給數值模擬的材料參數是實驗用參數，工具對實驗進行了仿型。解析模型如圖16所示。要素尺寸與FLD測定時的評點間距離相同、使用2mm，在屈服函數中使用Hill的2次各向異性屈服函數而進行了研討。圖17表示平底衝頭的伸長凸緣成形的模擬結果，圖18表示離孔緣的距離和最大主應變的關係。由此可知，材料端部的孔緣被導入較大的應變，以及從孔緣朝向內側存在較大的應變梯度。圖19表示將根據數值模擬得到的塑性應變轉換到應力空間並按照每個成形高度圖示的應力滯後、與將以在比例負荷路徑中測定的成形極限線在平面應變中的極限值與n值相等的方式偏置(offset)而得到的"縮頸發生極限線"轉換成應力空間的"縮頸發生極限應力線"之間的關係。孔緣的應力達到縮頸發生極限應力線的時間是在14mm的成形高度時，與通過實驗計測的18.5mm的成形極限高度存在較大偏離。對此，將擴孔率作為斷裂標準並在應力空間中評價了斷裂。另外，擴孔率通過如下公式定義。[公式10]其中，d是斷裂時的孔徑(mm)，do是素材板的孔徑(mm)。應力空間中的向標準的轉換是該擴孔率的實際應變So、等效應力q和等效塑性應變Seq的關係式，例如，使用Swift加工硬化法則即可。[公式ll]q=K(Seq+So)n另外，通過使用在應變路徑上積分了等效塑性應變增量dSeq的等效塑性應變Seq和加工硬化法則，能夠求出考慮了變形路徑變化的等效塑性應力Oeq。圖20、21表示通過本發明方法預測了斷裂的結果。可知，在將以往的"縮頸發生極限應力線"用作伸長凸緣變形中的斷裂標準時，由於從材料端部朝向內側的應變梯度的存在、以及即使周向一處滿足局部縮頸也不斷裂的延遲效果，因此較低地估計成形極限高度，但通過在斷裂判斷中使用將擴孔率轉換到應力空間的標準，能夠以良好的精度預測斷裂。(實施例3)以下，在上述的本發明的概括結構的基礎上，參照附圖對具體實施例進行說明。圖22是表示本實施例的斷裂預測裝置的主要結構的框圖。該斷裂預測裝置是對於由金屬材料構成的薄板、對包含一個以上的變形路徑變化的過程中的薄板有無斷裂發生進行預測的裝置，其構成為，具有推測部21，通過比例負荷路徑推測應變空間的斷裂極限線；轉換部22，將通過比例負荷路徑得到的應變空間的斷裂極限線轉換成應力空間的斷裂極限線；斷裂判斷部23，根據應力空間的斷裂極限線判斷有無斷裂發生；以及，顯示部24，顯示斷裂判斷部23的判斷結果等。推測部21並用例如根據單軸拉伸試驗得到的應力-應變曲線的近似式、[公式12]CJeq二(Seq+So)n或(Jeq=Cseqn局部縮頸模型、formulaseeoriginaldocumentpage20和擴散縮頸模型，formulaseeoriginaldocumentpage20〃而求出應變空間的縮頸發生極限，通過比例負荷路徑推測應變空間的斷裂極限線。推測部1也可以為，使用根據單軸拉伸試驗得到的應力-應變曲線的近似式、formulaseeoriginaldocumentpage20作為塑性應變增量法則而塑性應變增量張量的方向依存於應力增量張量的構成式、規定塑性應變增量張量方向的材料參數Kc、以及Storen-Rice的局所縮頸模型，求出應變空間的縮頸發生極限，通過比例負荷路徑推測應變空間的斷裂極限線。在此，推測部21根據一個以上的最大斷裂極限應變s,以及最小斷裂極限應變s2的測定值，同定材料參數Kc。另外，在本例中，對使用推測部21理論地推測應變空間的斷裂極限線的情況進行了例示，但也可以不使用推測部21而通過實驗測定應變空間的斷裂極限線。具體地說，在通過比例負荷實驗對薄板求出多個面內應變比之後，使用各應變比中的最大斷裂極限應變s,以及最小斷裂極限應變S2的測定值，可得到應變空間的斷裂極限線。轉換部22在將應變空間的斷裂極限線轉換成應力空間的斷裂極限線時，將屈服曲面的垂直法則用作塑性應變的增量法則而進行上述轉換。具體地說，如上所述，使用等效塑性應變seq和各應變成分Sjj的關係式即Mises屈服函數。formulaseeoriginaldocumentpage20斷裂判斷部23通過對由轉換部21轉換的應力空間的斷裂極限線、與根據塑性變形過程的有限元法的模擬的結果得到的各部位的應變狀態的位置關係進行比較，而迸行評價，在變形過程的應變達到該極限應變時判斷為斷裂、或者其危險性高。在此，使用有限元法中的一個即動態顯式解法作為數值分析的方法。該情況下，將通過動態顯式解法得到的塑性應變轉換成應力，並與應力空間的斷裂極限線進行比較。另外，斷裂判斷部23也可以為，代替進行上述的模擬，而將根據由實驗評價的薄板的變形狀態得到的應轉換算成應力，使用應力空間的斷裂極限線而定量地評價有無斷裂發生。在此，像汽車部件的碰撞解析那樣的、在薄板上發生高速變形的情況下，斷裂判斷部23考慮薄板的變形應力的速度依賴性而執行數值分析，對根據該數值分析得到的塑性應變進行轉換而算出基準應變速度下的應力，並與對應於基準應變速度的應力空間的斷裂極限線進行比較。圖23是表示通過本實施例的斷裂預測方法、在由金屬材料構成的薄板的成形過程中進行斷裂預測時的各步驟的流程圖。首先，根據用戶輸入的薄板的材料以及機械的特性值(t、YP、TS、El、U.El、r值、n次硬化法則/Swift硬化法則)，推測部21通過比例負荷路徑推測應變空間的斷裂極限線(步驟Sl)。接下來，轉換部22例如使用Mises屈服函數，將實驗測定的應變空間的斷裂極限線轉換成應力空間的斷裂極限線，並製作應力FLD(步驟S2)。接下來，斷裂判斷部23對由比較被轉換部21轉換的應力空間的斷裂極限線、與根據塑性變形過程的有限元法(在此為動態顯式解法)的模擬結果得到的各部位的應變狀態的位置關係進行比較，由此進行評價，並判斷為斷裂或其危險性(步驟S3)。在步驟S3中，在判斷為達到極限應變、薄板上發生斷裂、或其危險性高的情況下，斷裂判斷部23執行以下的各處理(步驟S4)。將要素ID、薄板的板厚、應變、應力信息輸出到記錄文件。而且，消去達到標準的要素，繼續斷裂後的解析。接下來，在顯示部24進行以下的各種顯示(步驟S5)。在薄板上發生斷裂的危險性通過純量進行等高線表示。並且，在應力空間中表示斷裂危險部位的應力滯後以及標準。並且，在薄板上發生褶皺的危險性也進行等高線表示。在此，對於出廠試驗值的規格內的不均(平均值、下限值)，也可以表示斷裂的危險性。另一方面，在步驟S3中，在判斷為沒有發生斷裂的可能性、或其危險性較低的情況下，在步驟S6中，將該意思顯示在顯示部24上。圖24是表示通過本實施例的斷裂預測方法、接著圖23的成形過程中的斷裂預測進行碰撞過程中的斷裂預測時的各步驟的流程圖。該情況下，繼續使用在圖23的步驟S2製作的應力FLD。而且，斷裂判斷部23為，考慮了薄板的變形應力的速度依賴性而執行數值分析，對根據該數值分析得到的塑性應變進行轉換而算出基準應變速度下的應力，並與對應於基準應變速度的應力空間的斷裂極限線進行比較，判斷斷裂或其危險性(步驟Sll)。在該步驟Sll中，斷裂判斷部23將在圖23的成形過程中通過數值分析評價的薄板的變形狀態繼續作為碰撞過程中的數值分析的初始條件。該變形狀態是薄板的板厚以及等效塑性應變、或者板厚、等效塑性應變、應力張量以及應變張量。在步驟Sll中，在判斷為在薄板上發生斷裂、或者其危險性較高的情況下，斷裂判斷部23執行以下各處理(步驟S12)。將要素ID、薄板的板厚、應變、應力信息輸出到記錄文件。而且，消去達到了標準的要素，繼續斷裂後的解析。接下來，在顯示部24進行以下各種顯示(步驟S13)。通過純量對在薄板上發生斷裂的危險性進行等高線表示。並且，在應力空間中表示斷裂危險部位的應力滯後以及標準。並且，薄板上發生褶皺的危險性也進行等高線表示。在此，對於出廠試驗值的規格內的不均(平均值、下限值)，也可以表示斷裂的危險性。另一方面，在步驟Sll中，在判斷為在薄板上沒有發生斷裂的可能性、或其危險性較低的情況下，在步驟S14中將該意思顯示在顯示部4。如以上說明的那樣，根據本實施例，在對包含一個以上的變形路徑變化的過程中的薄板的斷裂極限進行判斷時，能夠容易且有效地求出斷裂極限線，能夠具有較高預測精度地判斷斷裂極限。由此，能夠定量地評價衝壓成形或碰撞時的斷裂的危險性，實現同時考慮了材料、工作法、構造的汽車車身的有效的、高精度的開發。第2實施方式以往，通過板厚減少率來評價相對於斷裂的餘量的情況較多，但由於數值模擬的普及和後處理軟體的高功能化，利用了成形極限圖(FLD)的材料的斷裂評價方法開始被較多使用。FLD可通過中島法等實驗得到，但其方法複雜，對於多種的鋼板選單和板厚難以構建資料庫，所以提出有幾個預測方法。例如，在在通用的軟體的後處理功能中，加入了在Hill局部縮頸模型和Swift擴散縮頸模型上增加了Keeler板厚修正經驗法則的方法(參照非專利文獻1)。但是，根據這些理論得到的預測值，對於鋁或軟鋼板能夠以較高的精度預測，但在拉伸強度為440MPa級以上的鋼板中在單軸拉伸側進行過大評價、在等雙軸拉伸側進行過小評價，所以不適於當前的多用高強度鋼板的汽車車身的開發。並且，已知FLD依存於變形路徑且較大地變化，作為像經過了衝壓成形或衝壓成形的預變形的汽車車身部件的碰撞那樣的、變形路徑較大地變化的塑性變形過程的斷裂評價方法，不能期待較高的預測精度。但是，最近，桑原等(參照非專利文獻1、2)通過實驗和解析驗證了當將鋁擠壓材料或軟鋼板作為對象，使用在應力空間中標記的斷裂極限線時，能夠與變形的路徑無關，而大致唯一地表現斷裂極限。這些見解與鋁或軟鋼板相關，在拉伸強度為440MPa級以上的鋼板中沒有明確。因此，本發明人對440MPa以上的拉伸強度的高強度鋼板進行詳細的實驗，首次想到了以下的事項。(1)通過使用根據單軸拉伸試驗得到的應力-應變曲線和素材的板厚、或者應力-應變曲線、素材的板厚以及規定應力增量依賴性的參數Kc，能夠以較高精度對通過比例負荷路徑得到的應變空間的FLD進行預測，由此，對於多種鋼板選單和板厚，能夠簡便且有效地構建應變空間中的FLD資料庫。(2)將通過該比例負荷路徑得到的應變空間中的FLD轉換到應力空間，並在應力空間中判斷斷裂，由此能夠進行包含一個以上的變形路徑變化的過程中的斷裂判斷。以下，根據各實施例詳細說明第2實施方式。(實施例1)首先，對實驗地測定應變空間的FLD的方法進行說明。將以下的由具有表1所示的機械特性值和材料參數的金屬材料構成的鋼板作為對象，通過比例負荷實驗測定了斷裂極限應變。在此，t是薄板的厚度，YP是屈服強度，TS是拉伸強度，U.E1是均勻伸長，El是全伸長，rm是平均r值(表示寬厚應變比，在設壓延方向的r值為r。、相對於壓延方向呈45°方向的r值為r45、相對於壓延方向呈90°方向的r值為r9C)的情況下，用rm二(r。+2r45+r9。)/4)表示)，K、s。、n是表示將根據單軸拉伸試驗得到的應力-應變曲線代入如下的函數式時得到的材料參數。[公式17]a叫^(s叫+So)n比例負荷實驗中的斷裂極限應變為，使劃圓直徑為6mm，對單軸拉伸、中島法(使用了特氟隆(註冊商標)片的球頭鼓凸)、液壓鼓脹試驗中的斷裂應變進行了測定。圖25表示包含通過上述實驗測定的應變空間的斷裂極限線的FLD。ttableseeoriginaldocumentpage24其次，對根據材料的機械特性值理論地推測應變空間的斷裂極限線的方法進行說明。作為FLD推測方法具有並用Hill局部縮頸模型和Swift擴散縮頸模型的方法、Storen-Rice模型(1975，J.Mech.Phys.Solids，23，421)等，通過利用Keeler經驗法則修正板厚的影響可得到。以下，說明具體的計算方法。首先，採樣用於求出[公式18]formulaseeoriginaldocumentpage24的數據，但作為試驗方法單軸拉伸試驗較方便，是優選的。根據通過單軸拉伸試驗得到的應力-應變曲線，代入如下的包含適當的材料參數的函數式而決定材料參數即可。[公式19]formulaseeoriginaldocumentpage24如果使用近似精度較高、在薄鋼板的數值模擬中經常使用的n次硬化法則，則能夠通過如下公式表現。當斷裂極限應變使用n次硬化法則和對於屈服曲面的如下的Mises屈服函數時，Swift擴散縮頸可由如下公式賦予。formulaseeoriginaldocumentpage25但是，由於Hill理論在雙軸拉伸中不能夠得到局部縮頸，所以在如下的範圍內使用，在p〉0範圍內適用Swift擴散縮頸。圖25表示對理論計算的局部縮頸極限，設板厚為tQ(mm)、使用如下Keeler經驗法則修正了板厚的影響的FLD。[公式25]Swift擴散縮頸具有在等雙軸拉伸附近較小地估計斷裂極限的傾向，需要改善。因此，優選使用在分支理論的基礎上擴充了Hill局部縮頸模型的Storen-Rice模型。Storen-Rice模型是，在使用n次硬化法則和與屈服曲面的Mises屈服曲面相對的全應變理論的增量顯示時，在p^0的範圍內，斷裂極限應變通過如下公式賦予。g、3/72+n(2+P)21一2(2+p)(l+戶+P2)圖26表示包含使用Storen-Rice模型計算的應變空間的斷裂極限線的Hill局部縮頸可由如下公式賦予，[公式22](0.233+0.141t0)FIJD。雖然比Swift擴散縮頸模型大幅改善了預測精度，但難以確保足夠的精度。伊藤等(參照非專利文獻4)，為了克服在將Mises的2次屈服函數作為塑性勢的垂直法則中應力增量張量和塑性應變增量張量不1對1的對應、塑性應變增量方向相對於應力方向的急劇變化不追隨的缺點，提出了塑性應變增量張量的方向依存於應力增量張量的構成式。在該構成式中，需要對塑性應變增量的應力增量依賴性進行規定的參數Kc，但Kc的物理背景不清楚，也沒提出關於參數的導出方法。因此，本發明人對以下的表2所示的440MPa980MPa級的高強度鋼板進行實驗、調査的結果，首先想到了以下的事項。(1)如果根據等雙軸拉伸變形中的斷裂極限最大主應變s,和斷裂極限最小主應變￡2，來同定材料參數Kc，則能夠以高精度預測FLD。(2)由於Kc不依存於板厚，所以對每個材料的拉伸強度或鋼板的強化機構求出必要最低限的Kc即可。圖27表示對於表5所示的590MPa級的析出強化型鋼板，通過上述方法求出Kc，在Storen-Rice模型的基礎上使用應力增量依存法則計算的FLD。另外，當然代替Keeler板厚修正法則而使用通過實驗測定的平面應變中的斷裂極限應變er來進行修正，能夠確保更高的預測精度。但是，從能夠僅使用基於素材的單軸拉伸試驗的應力-應變曲線來構建相對多種鋼板選單和板厚的FLD資料庫的觀點來看，使用Keeler板厚修正法則是有效的。_Materialt/mmYP/MPaTS緣aU.E1(%)El(%)tableseeoriginaldocumentpage26(單位t:mm;YP、TS:MPa;El、U.E1:%)(從應變空間的斷裂極限線轉換成應力空間的斷裂極限線的方法)將表4所示的鋼板作為對象，通過上述方法預測比例負荷路徑中的斷裂極限線；在變形路徑變化下的斷裂極限線為，在作為1次變形而在壓延方向上實施了10%的拉伸後，以與1次拉伸方向呈90。的方向成為最大主應力的方式，通過單軸拉伸、中島法(使用特氟隆(註冊商標)片的球頭鼓凸)、液壓鼓脹試驗測定了斷裂應變。從應變空間向應力空間的轉換，能夠通過假定(l)體積恆定法則、(2)Mises屈服函數、(3)加工硬化法則的各向同性硬化、(4)垂直法則、(5)平面應力，來進行換算。以下，對將應變空間的斷裂極限線轉換到應力空間的具體方法進行說明。應變空間的FLD是對於每個最小主應變S22表示賦予斷裂極限的最大主應變Sn的圖，板厚應變S33能夠通過這些和如下的體積恆定法則求出。(￡33=-(￡n+￡22))通常，在成形解析或碰撞解析中使用的結構法則中，使用與變形的路徑無關、而將等效塑性應力CJeq假定為等效塑性應變Seq的唯一函數的各向同性硬化法則，如果使用Swift加工硬化法則則能夠用如下公式表現。[公式28]作為加工硬化的函數，例如也可以使用等效塑性應變的高次多項式或其他的形式，但優選使用近似的精度較高、在薄鋼板的數值模擬中常用的Swift公式。等效塑性應變Seq例如如果使用對於屈服曲面的MiseS屈服函數，則能夠表現為如下公式。另外，根據需要也可以使用高度的各向異性屈服函數，但由於參數較多、在處理時需要考慮到板面內的方向，所以增加了複雜的程度但精度的提高量不充分，在實用上使用假定了面內各向同性的屈服函數就足夠了。其次，通過圖28所示的對於屈服曲面的塑性應變增量的垂直法則[公式30]可得到偏差應力成分CTij'。最後，通過假定平面應力((733=0)通過如下公式可得到應力成分巧。[公式31]圖29表示將通過上述方法預測的FLD和通過實驗測定的變形路徑變化下的斷裂極限應變分別轉換到應力空間的結果。應變空間的FLD依存於變形路徑而斷裂極限較大地變化，但在應力空間中標記的斷裂極限線與變形路徑無關能夠用單一的斷裂極限線表現。因此，經過多個塑性變形路徑的材料的斷裂極限線，將在比例負荷路徑得到的應變空間的FLD轉換到應力空間即可。在實用上，關於多種鋼板選單和板厚的斷裂極限線的資料庫，能夠根據通過單軸拉伸試驗得到的應力-應變曲線和素材的板厚求出應變空間的成形極限圖(FLD)，並通過將其轉換到應力空間而求出斷裂極限線。而且，本發明人對表5所示的440MPa980MPa級的高強度鋼板進行了實驗、調査的結果，明確了與材料的拉伸強度或強化機構無關、在較寬範圍內成為單一的斷裂極限線的情況。通過使用在該應力空間中標記的斷裂極限線，能夠以高精度對像經過了衝壓成形或衝壓成形中的預變形的汽車車身部件的碰撞那樣的、變形路徑較大地變化的塑性變形過程的斷裂評價進行預測。(實施例2)而且，對實驗測定應變空間的擴孔率的方法進行說明。實驗材料是通過冷軋-連續退火製造的板厚1.2mm的複合組織鋼板(DualPhase),具有表6所示的機械性質。機械特性值是通過內向型試驗機以十字頭速度10mm/min(應變速度3xl(rVs)進行了拉伸試驗的值，試驗件使用與壓延方向平行地採樣的JIS5號試驗件。[表6]實驗材料的機械試驗值formulaseeoriginaldocumentpage281730(YP:屈服強度；TS:拉伸強度；U.E1:均勻伸長；El:全伸長；rn寬厚應變比)首先，將實驗材料剪切成200mmx200mm的大小，使用衝頭和衝模在中央部沖出直徑25mm的大小的孔。通過直徑100mm、衝模肩R15mm的平底衝頭對該在中央開有孔的素材板進行成形直到孔緣發生斷裂(特氟隆片潤滑)，並測定斷裂發生時的孔徑和成形極限高度。實驗的概要如圖30所示。此時，如果設d是斷裂時的孔徑(mm)、do是素材板的孔徑(mm)，貝lj孔緣的伸長應變(擴孔率)由如下公式定義。[公式32]formulaseeoriginaldocumentpage29(1)在最大主應變和最小主應變的應變空間中，如果假定各向同性，則斷裂極限能夠使用該擴孔率而如下地表示。[公式33]formulaseeoriginaldocumentpage29(2)其次，對從材料的機械特性值轉換成應力空間的斷裂極限的方法進行說明。首先，採樣用於求出def＝f(Seq)的數據，但作為試驗方法單軸拉伸試驗較簡便，是優選的。根據通過單軸拉伸試驗得到的應力-應變曲線，代入作為CJeq二f(Seq)而包含適當的材料參數的函數式來確定材料參數即可。通常，在用於成形解析或碰撞解析的結構法則中，使用與變形的路徑無關、而將等效塑性應力CJ假定成等效塑性應變S的唯一函數的各向同性硬化法則，如果使用Swift加工硬化法則，則能夠通過如下公式表現。[公式34]formulaseeoriginaldocumentpage29(3)作為加工硬化的函數也可以使用例如等效塑性應變的高次多項式或其他形式，但優選使用近似的精度較高、在薄鋼板的數值模擬中常用的Swift公式。板厚應變S33能夠通過公式(3)和如下的體積恆定法則求出。formulaseeoriginaldocumentpage29(4)等效塑性應變Seq例如如果對屈服曲面使用MiseS屈服函數，則能夠表示為如下公式。formulaseeoriginaldocumentpage29(5)另外，根據需要也可以使用高度的各向異性屈服函數，但由於參數較多、在處理時需要考慮到板面內的方向，所以雖然增加了複雜的程度但精度的提高量不充分，在實用上使用假定了面內各向同性的屈服函數就足夠了。而且，向應力空間的轉換，使用該擴孔率的實際應變So、等效應力(Jeq和等效塑性應變Seq的關係式，例如如下的Swift加工硬化法則即可。[公式37]其次，偏差應力成分cTij'可通過圖28所示的對於屈服曲面的如下的塑性應變增量的垂直法則得到。最後，通過假定平面應力(033=0)，應力成分C7ij可通過如下公式得到。(8)圖31表示通過上述方法求出的斷裂極限應力線。在將以往的斷裂極限線用於伸長凸緣變形的斷裂極限(斷裂標準)時，由於才材料端部朝向內側的應變梯度的存在、以及即使周向的一處滿足局部縮頸也不斷裂的延遲效果，將成形極限高度估計得較低，但將通過上述方法求出的斷裂極限應力線用於斷裂判斷，由此能夠以良好的精度預測斷裂。(實施例3)圖32是表示實施例1的斷裂極限取得裝置的主要結構的框圖。該斷裂極限取得裝置是對於由金屬材料構成的薄板，對包含一個以上的變形路徑變化的過程中的薄板的斷裂極限進行判斷的裝置，其構成為，具有轉換部1，將在比例負荷路徑上得到的應變空間的斷裂極限線轉換成應力空間的斷裂極限線；以及，顯示部2，將通過轉換部1得到的應力空間的斷裂極限線顯示為應力FLD。在本例中，應變空間的斷裂極限線通過實驗測定。具體地說，應變空間的斷裂極限線是，對於薄板在通過比例負荷實驗求出多個面內應變比之後，使用各應變比中的斷裂極限最大主應變q以及斷裂極限最小主應變e2的測定值而得到的。轉換部1，在將應變空間的斷裂極限線轉換成應力空間的斷裂極限線時，使用塑性應變增量方向被規定在垂直於屈服曲面的方向上的塑性應變增量的垂直法則，進行上述轉換。具體地說，如上所述，使用等效塑性應變^和各應變成分&的關係式即如下的Mises屈服函數。[公式40]圖33是表示實施例1的斷裂極限取得方法的各步驟的流程圖。在本例中，如上所述，應變空間的斷裂極限線通過實驗測定。首先，轉換部1與用戶輸入的薄板材料的種類連動而使用例如Mises屈服函數，將實驗測定的應變空間的斷裂極限線轉換成應力空間的斷裂極限線(步驟Sl)。接下來，在步驟Sl得到的應力空間的斷裂極限線作為應力FLD顯示在顯示部2(步驟S2)。如上所說明的那樣，根據本例，在對包含一個以上的變形路徑變化的過程中的薄板的斷裂極限進行判斷時，能夠容易且有效地求出斷裂極限線，並能夠具有高預測精度地判斷斷裂極限。通過本例，能夠定量地評價衝壓成形或碰撞時的斷裂的危險性，能夠進行同時考慮了材料、工作法、構造的汽車車身的有效的、高精度的開發。(實施例4)圖34是表示實施例2的斷裂極限取得裝置的主要結構的框圖。另外，對於與實施例1的圖32相同的結構部件賦予相同符號，並省略詳細說明。該斷裂極限取得裝置是對於由金屬材料構成的薄板、對包含一個以上的變形路徑變化的過程中的薄板的斷裂極限進行判斷的裝置，其構成為，具有第l推測部ll，通過比例負荷路徑推測應變空間的斷裂極限線；轉換部1，將得到的應變空間的斷裂極限線轉換成應力空間的斷裂極限線；以及，顯示部2，將由轉換部1得到的應力空間的斷裂極限線顯示為應力FLD。第1推測部11，並用根據單軸拉伸試驗得到的應力-應變曲線的近似式、[公式41]和擴散縮頸模型，[公式43]formulaseeoriginaldocumentpage32而求出應變空間的縮頸發生極限，如上所述，通過比例負荷路徑推測應變空間的斷裂極限線。圖35是表示實施例1的斷裂極限取得方法的各步驟的流程圖。首先，用戶輸入薄板的材料以及機械的特性值(t、YP、TS、El、U.E1、r值、n次硬化法則/Swift硬化法則)。第l推測部ll，根據用戶輸入的機械特性值，通過比例負荷路徑推測應變空間的斷裂極限線(步驟Sll)。接下來，轉換部l,使用作為機械特性值輸入的n次硬化法則/Swift硬化法則、以及例如Mises屈服函數等，將由第1推測部11推測的應變空間的斷裂極限線轉換成應力空間的斷裂極限線(步驟S12)。接下來，在步驟Sl得到的應力空間的斷裂極限線作為應力FLD顯示在顯示部2(步驟S13)。另外，也可以構成為，根據出廠試驗值的資料庫(t、YP、TS、El、U.El、r值、應力-應變多直線數據灘測應變FLD,並根據出廠試驗值(規定的規格內的品質不均分布中的上限值、下限值，以及品質不均分布的平均值)算出應力FLD。如上所說明的那樣，根據本例，在對包含一個以上的變形路徑變化的過程中的薄板的斷裂極限進行判斷時，能夠容易且有效地求出斷裂極限線，能夠具有高預測精度地判斷斷裂極限。通過本例，能夠定量地評價衝壓成形或碰撞時的斷裂的危險性，能夠進行同時考慮了材料、工作法、構造的汽車車身的有效、高精度的開發。(變形例)在此，對實施例2的變形例進行說明。在該變形例中，如圖36所示，在實施例2的斷裂極限取得裝置中，代替第1推測部11而設置有第2推測部12。第2推測部12與第1推測部11同樣、通過比例負荷路徑推測應變空間的斷裂極限線，如上所述，使用[公式44]根據單軸拉伸試驗得到的應力-應變曲線的近似式CJeq-(Seq+So)n或C5eq—Cs叫、作為塑性應變增量法則的塑性應變增量張量的方向依存於應力增量張量的構成式、規定塑性應變增量張量的方向的材料參數Kc、Storen-Rice的局所縮頸模型，來求出應變空間的縮頸發生極限，並通過比例負荷路徑推測應變空間的斷裂極限線。在此，如上所述，第2推測部12根據一個以上的斷裂極限最大主應變s,以及斷裂極限最小主應變s2的測定值，同定上述材料參數Kc。如上所說明的那樣，根據本例，與實施例2相比，對於斷裂預測，能夠確保更優良的、充分的精度，能夠更容易且有效地求出斷裂極限線，能夠具有高預測精度地判斷斷裂極限。使用了第l、第2實施方式的其他實施方式構成上述實施例等的斷裂預測裝置的各結構要素(除了顯示部4)的功能，能夠通過存儲在計算機的RAM或ROM等中的程序的工作來實現。同樣，斷裂預測方法、斷裂極限取得方法的各步驟(圖23的步驟S1S6、圖24的步驟S11-S14等、圖33的步驟S1S2、圖35的步驟S11-S13等)也能夠通過存儲在計算機的RAM或ROM等中的程序的工作來實現。該程序以及存儲該程序的計算機可讀取的存儲媒介包含於本發明。具體地說，上述程序存儲在例如CD-ROM這樣的存儲媒介中，或者通過各種傳輸媒介提供給計算機。作為存儲上述程序的存儲媒介，除CD-ROM以外，還可以使用軟盤、硬碟、磁帶、光磁碟、非易失性存儲卡等。另一方面，作為上述程序的傳輸媒介可以使用用於將程序信息作為載波傳輸而進行供給的計算機網絡系統中的通信媒介。在此，計算機網絡是指LAN、網際網路等WAN、無線通信網絡等，通信媒介是指光纖等有線線路或無線線路等。並且，作為包含於本發明的程序，不僅是通過計算機執行被供給的程序來實現上述實施方式的功能的程序。例如，在該程序與在計算機中運行的OS(作業系統)或其他應用程式等一起實現上述實施方式的功能的情況下，所述程序也包含於本發明。並且，在通過計算機的功能擴充卡或功能擴充單元來進行被供給的程序的處理的全部或一部分，而實現上述實施方式的功能的情況下，所述程序也包含於本發明。例如，圖37是表示個人用戶終端裝置的內部結構的示意圖。在該圖37中，1200是具有CPU1201的個人計算機(PC)。PC1200執行存儲於ROM1202或硬碟(HD)1211的、或通過軟盤驅動器(FD)1212供給的器件控制軟體。該PC1200總體控制與系統總線1204連接的各器件。通過存儲於PC1200的CPU1201、ROM1202或硬碟(HD)1211中的程序，實現實施例的圖23中的步驟S1S6、圖24中的步驟S11S14、圖33的步驟S1S2、圖35的步驟S11S13的工序等。1203是RAM,作為CPU1201的主存儲器、工作區等起作用。1205是鍵盤控制器(KBC)，控制來自鍵盤(KB)1209或未圖示的器件等的指示輸入。1206是CRT控制器(CRTC)，控制CRT顯示器(CRT)1210的顯示。1207是磁碟控制器(DKC)。DKC1207對硬碟(HD)1211以及軟盤(FD)1212的存取進行控制，該硬碟(HD)1211存儲引導程序、多個應用程式、編譯文件、用戶文件以及網絡管理程序等。在此，所謂引導程序是指起動程序、是開始電腦的硬體、軟體的執行(動作)的程序。1208是網絡接口卡(NIC)，通過LAN1220與網絡印表機、其他網絡設備或其他PC進行雙向的數據的交換。工業實用性根據本發明，在對包含一個以上的變形路徑變化的過程中的薄板有無斷裂發生進行預測時，能夠容易且有效地求出斷裂極限線，並能夠具有高預測精度地預測有無斷裂發生。由此，能夠定量地評價衝壓成形或碰撞時的斷裂的危險性，並實現同時考慮了材料、工作法、構造的汽車車身的有效的、高精度的開發。權利要求1.一種斷裂預測方法，對由金屬材料構成的薄板的斷裂極限進行評價，其特徵在於，在對與一個以上的變形路徑變化相對應的塑性變形過程中的上述薄板的斷裂發生進行預測時，包括以下步驟將應變空間的斷裂極限線轉換成應力空間的斷裂極限線；以及使用所得到的上述應力空間的斷裂極限線預測有無上述斷裂發生。2.如權利要求1所述的斷裂預測方法，其特徵在於，在預測有無上述斷裂發生的步驟中，通過數值分析評價上述薄板的變形狀態，將所得到的應變換算成應力，使用上述應力空間的斷裂極限線定量地評價有無上述斷裂發生。3.如權利要求2所述的斷裂預測方法，其特徵在於，在與多個上述塑性變形過程的各個相對應地預測上述薄板的斷裂發生時，將在前階段的上述塑性變形過程中通過上述數值分析評價的上述薄板的變形狀態，繼續作為後階段的上述塑性變形過程中的上述數值分析的初始條件。4.如權利要求3所述的斷裂預測方法，其特徵在於，上述薄板的變形狀態是上述薄板的板厚以及等效塑性應變，或者是上述板厚、等效塑性應變、應力張量以及應變張量。5.如權利要求3或4所述的斷裂預測方法，其特徵在於，上述前階段的上述塑性變形過程是上述薄板的成形過程，上述後階段的上述塑性變形過程是上述薄板的碰撞過程。6.如權利要求15任一項所述的斷裂預測方法，其特徵在於，在轉換成上述應力空間的斷裂極限線的步驟中，根據實驗得到上述應變空間的斷裂極限線。7.如權利要求1~5任一項所述的斷裂預測方法，其特徵在於，在轉換成上述應力空間的斷裂極限線的步驟中，根據機械特性值理論地推測上述應變空間的斷裂極限線。8.如權利要求7所述的斷裂預測方法，其特徵在於，將上述應變空間中的縮頸開始線轉換到上述應力空間，取得上述應力空間的斷裂極限線。9.如權利要求1所述的斷裂預測方法，其特徵在於，在預測上述斷裂發生的步驟中，將根據通過實驗評價的上述薄板的變形狀態而得到的應變換算成應力，使用上述應力空間的斷裂極限線定量地評價有無上述斷裂發生。10.如權利要求28任一項所述的斷裂預測方法，其特徵在於，使用有限元法作為上述數值分析的方法。11.如權利要求IO所述的斷裂預測方法，其特徵在於，在使用上述有限元法中的一個即動態顯式解法作為上述數值分析的方法的情況下，將通過上述動態顯式解法得到的塑性應變轉換成應力，並與上述應力空間的斷裂極限線進行比較。12.如權利要求18、10、11任一項所述的斷裂預測方法，其特徵在於，在預測上述斷裂發生的步驟中，考慮上述薄板的變形應力的速度依賴性而執行上述數值分析，對根據該數值分析得到的塑性應變進行轉換而算出基準應變速度下的應力，並與對應於上述基準應變速度的上述應力空間的斷裂極限線進行比較。13.如權利要求l-6、912任一項所述的斷裂預測方法，其特徵在於，使用將根據擴孔試驗得到的擴孔率轉換到應力空間後的標準，來判斷材料的斷裂預測。14.如權利要求1所述的斷裂預測方法，其特徵在於，在將上述應變空間的斷裂極限線轉換成上述應力空間的斷裂極限線時，使用塑性應變增量方向被規定為垂直於屈服曲面的方向的塑性應變增量的垂直法則。15.如權利要求14所述的斷裂預測方法，其特徵在於，在使用上述塑性應變增量的垂直法則時，使用等效塑性應變^和各應變成分Sij的關係式[公式l]formulaseeoriginaldocumentpage316.如權利要求l、14、15任一項所述的斷裂預測方法，其特徵在於，在通過上述比例負荷路徑得到上述應變空間的斷裂極限線時，對於上述薄板，在通過比例負荷實驗求出多個面內應變比之後，使用各個應變比中的斷裂極限最大主應變s,以及斷裂極限最小主應變S2的測定值。17.如權利要求l、14、15任一項所述的斷裂預測方法，其特徵在於，在通過上述比例負荷路徑得到上述應變空間的斷裂極限線時，並用[公式2]根據單軸拉伸試驗得到的應力-應變曲線的近似式CJeq-CSeq11、局部縮頸模型<=^~、和擴散縮頸模型《=2，，+1)，、，而求出應變空間的縮頸發生極限；其中，在局部縮頸模型中，戶=^<0;在擴散縮頸模型中，/7S0。d《18.如權利要求l、14、15任一項所述的斷裂預測方法，其特徵在於，在通過上述比例負荷路徑得到上述應變空間的斷裂極限線時，使用[公式3]根據單軸拉伸試驗得到的應力-應變曲線的近似式aeq=K(seq+e)n或Geq—Cs叫、作為塑性應變增量法則的、塑性應變增量張量的方向依存於應力增量張量的構成式、規定塑性應變增量張量的方向的材料參數Kc、以及Storen-Rice的局部縮頸模型，而求出上述應變空間的縮頸發生極限。19.如權利要求18所述的斷裂預測方法，其特徵在於，根據一個以上的斷裂極限最大主應變s,以及斷裂極限最小主應變s2的測定值，同定上述材料參數Kc。20.如權利要求17或18所述的斷裂預測方法，其特徵在於，以上述縮頸發生極限為基準，使用上述薄板的板厚to、單位mm、根據單軸拉伸試驗得到的應力-應變曲線、以及[公式4]板厚修正式《=lnl+^(0,233+0.141to)而求出上述應變空間的斷裂極限應變。21.如權利要求14或15所述的斷裂預測方法，其特徵在於，將根據擴孔試驗得到的伸長應變轉換到應力空間，在應力空間中判斷斷裂。22.如權利要求1~21任一項所述的斷裂預測方法，其特徵在於，上述薄板由拉伸強度440MPa級以上的高強度材料構成。全文摘要一種斷裂預測方法，將把擴孔率換算成應力的斷裂極限應力線作為斷裂的標準，對根據使用了有限元法的數值分析得到的數據和斷裂極限應力線的關係進行比較，由此定量地評價材料的斷裂危險性。由此，在包含一個以上的變形路徑變化的過程中的薄板中，在判斷伸長凸緣部的斷裂極限時，能夠容易且有效地求出斷裂極限線，能夠以高精度預測斷裂，並能夠評價衝壓成形或碰撞時的斷裂的危險性。文檔編號G01N3/00GK101379381SQ20078000415公開日2009年3月4日申請日期2007年2月1日優先權日2006年2月1日發明者上西朗弘,吉田亨,吉田博司,樋渡俊二,米村繁申請人:新日本制鐵株式會社