(57)【要約】  【課題】  ハニカム構造を採用せずに、安価でかつ高性能化を実現するために座屈周期・ 座屈振幅を小さくする最適断面形状の衝撃吸収材を提供する。  【解決手段】  衝撃荷重を受けて軸方向に座屈することで衝突エネルギーを吸収する多角形断面形状の衝撃吸収部材において、稜線数をｎR 、隣接する稜線間のうちもっとも長い稜線間距離をＬR 、当該稜線を形成する曲率半径をＲ、稜線を形成している円弧長をＲθ、板厚をｔとした場合、これらが下式を満足する。      ｎR ・Ｒθ・ (ｔ／Ｒ) ／ＬR ＞ 0.15 【選択図】      図７
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
衝撃荷重を受けて軸方向に座屈することで衝突エネルギーを吸収する多角形断面形状の衝撃吸収部材において、稜線数をｎR 、隣接する稜線間のうちもっとも長い稜線間距離をＬR 、当該稜線を形成する曲率半径をＲ、稜線を形成している円弧長をＲθ、板厚をｔとした場合、これらが下式を満足することを特徴とする衝撃吸収部材。
ｎR ・Ｒθ・ (ｔ／Ｒ) ／ＬR ＞ 0.15 
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、自動車等の輸送車両において衝突の際に衝突エネルギを吸収する衝撃吸収部材に関する。
【背景技術】
【０００２】
輸送車両を製造する産業、特に自動車産業界においては、地球環境保護強化への対応を目的とした省燃費化と、自動車のさらなる安全性の追求から、フロントサイドフレームのような衝突時のエネルギを吸収する衝撃吸収部材の開発が積極的に行われており、軽量でかつ衝突時のエネルギを効率的に吸収する衝撃吸収部材の材質、形状等の開発が望まれている。
【０００３】
ところで、軸方向への圧壊変形時（衝突時）の衝撃吸収部材に対する荷重は、その衝撃吸収部材の断面積が大きくまた板厚が厚い場合には高荷重を示すが、他部材との兼ね合いからあまり高い荷重は望ましくなく、他部材のそれよりも十分に低い程度に設定され、それに基づいて衝撃吸収部材の断面積が決定される。したがって、その所定の断面積の中でいかに効率よく、衝突時のエネルギを吸収させるかが重要である。
【０００４】
また、衝突時に発生する初期ピーク荷重はキャビン内の乗員の損傷および結合部材の変形を発生させるおそれがあるため、低く抑える必要がある。
【０００５】
このようなことから、衝突初期の圧潰変形に要する荷重を抑え高エネルギ吸収を実現させるためには、座屈の発生回数を多く、座屈発生時の荷重振幅を小さく、かつ座屈しわが重なってから発生する荷重上昇位置（底付き）を高変位側に移動（エネルギ吸収に有効な変位量を多くとる）させる必要がある。
【０００６】
衝撃吸収部材( 以下において単に「部材」ということもある) の衝突性能向上のために、部材単体の性能を如何に向上させるかについてこれまでにも様々な発明が開示されている。
【０００７】
例えば、特許文献１には、部材製作時の塑性変形状態の違いによって形成される強度バランスの悪さを軽減することで、衝突時のエネルギ吸収効率の増大を図る方法が開示されている。
【０００８】
特許文献２には、ハニカム断面構造や矩形断面形状の、筒状集合体パネルのエネルギ吸収性能をさらに向上させるために、コア形状についてコア辺の長さおよび板厚、長さを最適制御する方法が開示されている。
【０００９】
特許文献３には、最大荷重を低減させ座屈変形を誘発させるための最適なつぶれビード形状が開示されている。
【００１０】
しかし、特許文献１、特許文献３には、さらにエネルギ効率を高めるために必要な荷重振幅（荷重変動）低減、低周期化については具体的な方法の開示もなく、年々高まる高性能化への要望には対応することができない。
【００１１】
また、特許文献２においては、荷重変動を小さく且つ部材長に対する変形量を大きくさせることを目的としているが、そのときの部材はハニカム構造であり、部材製造コストが高く、且つ外形断面単独での開示はなく、さらにコア構造の板厚は0.4mm 以下と非常に薄いものであり、安価で、さらなる高性能化に十分対応できる部材形状について具体的な開示はない。
【特許文献１】特開平８−128487号公報
【特許文献２】特開平８−281848号公報
【特許文献３】特開2002−139086号公報
【発明の開示】
【課題を解決するための手段】
【００１２】
本発明者らは、上記の問題点を解決するために、ハニカム構造を採用するのではなく、安価でかつ高性能化を実現するために座屈周期・座屈振幅を小さくすることに着目し、それを実現することのできる最適形状が存在することを知った。
【００１３】
すなわち、本発明者らは、外形基本断面構造の最適制御にてエネルギ吸収効率を向上させるための高荷重・短座屈周期・低座屈荷重振幅・高底付きストローク化を目的に鋭意各種検討を重ねた結果、下記知見を得た。
【００１４】
(1) 軸方向圧壊時の変形荷重は稜線の円弧長によって支配され、円弧長が長いほど高荷重である。
【００１５】
(2) 軸方向圧壊時の短座屈周期化を図るためには、稜線間距離を短くする必要がある。
【００１６】
(3) 稜線Ｒが小さいほど、座屈の発生は早く、また座屈時のしわサイズも小さくなり底付きが高変位側にシフトする。
【００１７】
ここに、本発明は、衝撃荷重を受けて軸方向に座屈することで衝突エネルギーを吸収する多角形断面形状の衝撃吸収部材において、稜線数をｎR 、隣接する稜線間のうちもっとも長い稜線間距離をＬR 、当該稜線を形成する曲率半径をＲ、稜線を形成している円弧長をＲθ、板厚をｔとした場合、これらが下式を満足することを特徴とする衝撃吸収部材である。
【００１８】
ｎR ・Ｒθ・ (ｔ／Ｒ) ／ＬR ＞ 0.15 
【発明の効果】
【００１９】
本発明により、高効率な衝撃吸収部材の設計指針が明確になり、本発明は、自動車等の衝突安全性の向上に寄与する価値の高い発明である。
【発明を実施するための最良の形態】
【００２０】
ここで、添付図面を参照して本発明の実施の形態を説明する。なお、本発明は、多角形断面を有する部材に適用されるが、以下の説明においては便宜上４、６、８角形断面形状のものを例にとって説明する。
【００２１】
図１(a) 、同１(b) は、本発明において規定する稜線間距離ＬR および曲率半径Ｒをそれぞれ説明する模式図である。
【００２２】
このように稜線間距離ＬR および曲率半径Ｒを選ぶ理由は以下の通りである。
【００２３】
塑性座屈の発生は、稜線部に対し座屈が発生するために必要な圧縮限界ひずみをいかに効果的に蓄えるかが重要であり、これに対し断面形状の拘束を決定する稜線間距離および曲率半径が重要であるためこれらのパラメータを決定させる必要があるためである。
【００２４】
図２は、本発明の目的が座屈周期を短くし、座屈振幅を小さくすることであることから、それらの関係を荷重−変位の変化によって説明する模式的グラフである。即ち、本発明にあっては、衝撃荷重に対して繰り返し起こる変異の周期を短くするとともに、その振幅を小さくすることによって、初期荷重を可及的小とし、かつ底付き、すなわち荷重上昇の起こる時点をできるだけ遅くするのである。  図３は、本発明にかかる衝撃吸収部材が軸方向圧潰を受けて座屈する変形経過の説明図である。本発明の場合、４、６、８角形断面形状の部材の稜線の一つを挟む２面の部分を取り出して示したものであり、衝撃吸収部材が蛇腹状に座屈していることが分かる。
【００２５】
かかる目的を達成するために、本発明によれば、衝撃荷重を受けて軸方向に座屈することで衝撃エネルギを吸収する多角形断面形状の部材において、稜線数をｎR 、隣接する稜線間のうちもっとも長い稜線間距離をＬR 、当該稜線を形成する曲率半径をＲ、稜線を形成している円弧長をＲθ、板厚をｔとした場合、これらが下式を満足する。
【００２６】
ｎR ・Ｒθ・ (ｔ／Ｒ) ／ＬR ＞ 0.15 
ここで、本発明におけるこれらの形状決定因子についての限定理由について説明すると次の通りである。
【００２７】
高効率化を満足させるため、上述の式：ｎR ・Ｒθ・(t／R)／ＬR ＞0.15を満足させる。0.15以下では、狙いとする高性能が得られないため0.15超が必要である。この式の値の上限は特に限定されないが、部材加工の点から実質上、0.75以下である。
【００２８】
自動車の衝突時に発生する軸方向圧潰変形は、軸方向に対して塑性座屈変形を繰り返し発生させ、このときの変形抵抗によって衝突エネルギを吸収する。つまり、(1) 塑性座屈変形時の抵抗を高めること、(2) 塑性座屈を起こりやすくすること、(3) 塑性座屈時の座屈しわサイズを小さくし、しわが重なっていく過程での重なり量を小さくし、底付き発生位置を大変位側にシフトさせることが重要である。
【００２９】
上記(1) 〜(3) に対して稜線形状・稜線間の距離は、前述の図２を参照して説明すると下記のように作用する。
【００３０】
衝突した際、まず弾性座屈が発生して弾性変形にて断面が広がる。このとき、稜線部より平面部の方が低剛性のため稜線よりも平面部の方の広がりが大きい。その後、稜線部分が軸方向に対して圧縮の塑性ひずみが発生し、圧縮限界に至ると塑性座屈が発生し、座屈しわを発生する。その後、座屈しわは平面部にむけて成長していき、しわが重なる。そして、第２回目の塑性座屈を発生するようになる。このとき荷重は衝突した瞬間から塑性座屈が開始する瞬間まで高まり、ピークを呈した後塑性座屈とともに低下しはじめ、座屈しわが成長する際の塑性変形の進行による塑性仕事にて、低下量が少なくなり、座屈しわが重なっていく課程で上昇しはじめ、しわが完全に重なり、次の塑性座屈を開始する瞬間にて、2 回目のピークを示す。
【００３１】
稜線間距離ＬR が長い場合は弾性座屈時の平面部の広がりが大きくなり、稜線部に対して効果的に圧縮ひずみを発生させることができず、塑性座屈への移行が遅れる。また、塑性座屈後の座屈しわのサイズも大きく、しわを重ねるために大きな変位が必要となる。さらに、重なったしわのサイズは大きいために、各座屈箇所で発生したしわの重なりサイズが大きく、底付きが早くなる。荷重は、ピーク荷重を発生してから次のピーク荷重を発生するまでの変位が大きくなる。つまり、座屈周期が長くなる。
【００３２】
一方、稜線間距離ＬR が短い場合は、稜線部に効果的に圧縮ひずみを発生させることができ、塑性座屈への移行が早い。また、塑性座屈後の座屈しわのサイズは小さく、しわを重ねるために必要な変位量は少なくてよい。
【００３３】
また、稜線Ｒの円弧長Ｒθが長い場合（とりあう稜線のなす角が同じ場合は、稜線を形成するＲが大きい、または稜線を形成するＲが同じ場合は、稜線のなす角が小さい）は、稜線部の剛性が強く座屈する際の荷重が高くなる。しかし、生成する座屈しわのサイズは大きい。稜線曲率半径Ｒの円弧長Ｒθが短い場合は、稜線部の剛性が弱く座屈の発生は早い。また、座屈時のしわサイズも小さくなると考えられる。
【００３４】
つまり、稜線間距離と稜線形状を制御すれば、変形荷重と座屈周期をコントロールできると考えられ、そこで動的陽解法汎用ＦＥＭソフトを用いて、剛体壁が4.8m/secの速度での衝突挙動を調査し、下記の点を明らかにした。
【００３５】
材料特性は、1.6mm の590MPa高張力鋼板にて、ひずみ速度依存性は、Cowper-Symonds則にて考慮した。
【００３６】
(1) 座屈荷重に及ぼす稜線円弧長Ｒθの影響：
図３に示すような３角形のモデルを用いて、稜線曲率半径Ｒ＝４(mm)として稜線間のなす角を各種変化させ、座屈荷重に及ぼす円弧長の影響を解析した。
【００３７】
図４に結果を示す。塑性座屈に伴う座屈荷重は、円弧長の増大に伴い増加する。
【００３８】
(2) 稜線間の距離の影響：
それぞれ直径60、120 、240 (mm)の円に外接し、稜線Ｒ＝４mmの正方形、正６角形、正８角形の断面を有し、部材長220Lのモデルを170mm まで軸圧壊させ、変形挙動を調査した。荷重は、周長の差を考慮するため170mm までの平均荷重を合計周長で除算した値で評価した。
【００３９】
その結果を図５に示す。稜線数が少ない正方形、稜線が多い正８角形モデルとも稜線間距離が短くなることで、単位周長あたりの荷重は高くなり、かつ座屈周期を表現する座屈荷重ピ−ク数も増加し、短周期で座屈する。
【００４０】
(3) 稜線Ｒ形状の影響：
直径120 mmの円に外接する正８角形モデルにおいて、稜線のＲ＝４mm、Ｒ＝８mmで解析を実施した。その結果を図６に示す。稜線Ｒが８mmのものは、変形荷重は高いが、形成するしわサイズが大きく、底付き変位がＲ＝４mmに比べて低変位側にシフトしているのが確認できた。
【００４１】
つまり、本発明によれば、高効率なエネルギー吸収部材を作成するためには、稜線間距離、稜線形状（Ｒ、なす角＝円弧長）を制御する必要がある。
【００４２】
以下、本発明の実施例について以下説明する。
【実施例１】
【００４３】
表１に示す各種稜線数ｎR 、稜線間距離ＬR 、円弧長Ｒθ、稜線曲率半径Ｒの形状をもつ正多角形部材を用いて、170mm までの軸圧壊解析を示した。その単位周長あたりの平均荷重の結果もあわせて表１に示す。
【００４４】
【表１】
2005048855.tif 000003
(1) 変形荷重は、円弧長[Rθ] の増大に伴い増大、(2) 稜線間距離 [ＬR ] が短くなると低座屈周期となり、良好である。さらに稜線数は、稜線数 [ｎR ] の増加に伴い座屈発生起点が増加するので安定座屈しやすくなる。また、稜線部の剛性は稜線曲率半径R[R]と板厚によって決定される。そこで、ｎR ・Ｒθ・(t/R)/ LR にて、平均荷重との相関を調査した。その結果を図７に示す。
【００４５】
高効率化のためには、本発明範囲であるｎR ・Ｒθ・(t/R)/ LR ＞0.15の領域において単位周長あたりの平均荷重が0.20kN/mm 以上で、良好な性能を示しているのが分かる。
【実施例２】
【００４６】
厚さ1.6mm の590MPa高張力鋼板を用いて、部材長＝220mm 、稜線曲率半径Ｒ＝４mm、稜線間距離ＬR 70mmと50mmの片ハット部材をプレス加工にて製作し落錘型の衝撃試験機にて、衝突速度55km/hで、170mm まで圧壊し、衝突性能を調査した。その結果を表２に示す。ｎR ・Ｒθ・(t/R)/ LR が本発明範囲を満たす、Test.2の方が良好な性能を示している。
【００４７】
【表２】
2005048855.tif 000004
本発明は、非対称断面の部材においても同様に効果を引き出すが、より安定した性能を得るためには、断面積の大きい側を制御する方が好ましい。また、対象となる稜線は、もっとも円弧長の短い部分を対象に本発明範囲で制御した方が望ましい。
【００４８】
本発明は基本断面での性能を引き出す方法であるため、部材製作にあたってはプレス加工後に溶接によって構成してもよく、薄板、パイプを用いたハイドロフォーム成形により製作しても、どちらでもよい。
【００４９】
材質的には軽量化を図るため高張力鋼が好ましい。
【００５０】
また、本部材にさらに荷重を高めるために高周波焼入れ、レーザー焼入れ、浸炭、窒化等の焼き入れ等の後処理、最大荷重を下げるためのつぶれビード、先頭断面積縮小化、先頭部へピアス穴等の切欠き導入、さらには部材剛性向上のために基本断面の間に中板を導入してもよい。
【図面の簡単な説明】
【００５１】
【図１】図１(a) 、(b) は、本発明において規定するＬR およびＲをそれぞれ説明する模式図である。
【図２】荷重−変位の関係を示すグラフである。
【図３】三角形断面の稜線強度検討モデルを示す模式図である。
【図４】座屈荷重に及ぼす円弧長の影響の解析、結果を示すグラフである。
【図５】単位周長あたりの170mm 平均荷重に及ぼす稜線間距離の影響を示すグラフである。
【図６】稜線曲率半径Ｒ＝4mm 、Ｒ＝8mm の正８角形モデルにおける荷重−変位の関係を示す図である。
【図７】単位周長あたりの170mm 平均荷重と本発明範囲の関係を示すグラフである。
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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