(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
複数の板要素で構成される自動車フレーム部材において、少なくとも１つの板要素が、面内弾性異方性を有する板材で構成され、前記面内弾性異方性を有する板材は、面内でヤング率が最大となる軸（弾性主軸という。）を有し、この弾性主軸に沿う方向のヤング率が２１５ＧＰａ超２９０ＧＰａ以下である高ヤング率鋼板で構成され、前記弾性主軸は、材長方向の圧縮力に対する弾性局部座屈強度を強化することができるように、前記板要素の材長方向に対して３０°以上６０°以下の角度をもって配置されることを特徴とする自動車フレーム部材。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、自動車用の構造部材に関し、より詳しくは鋼材の寸法や板厚を増さずに、弾性局部座屈強度を向上させた自動車フレーム部材に関する。
【背景技術】
【０００２】
近年、自動車業界では、車両の軽量化を実現し得る車体構造の開発が急務の課題になっている。軽量化の有効な一手段として自動車フレーム部材を構成する材料強度を高める方法があり、鋼材の場合ではハイテンと呼ばれる高張力鋼板の適用が進んでいる。
【０００３】
しかし、材料の高強度化を進め、フレーム部材を構成する板要素の板厚が薄くなると、板要素の弾性範囲での座屈強度（弾性局部座屈強度）の低下が問題となる。
【０００４】
この弾性局部座屈強度は、材料が降伏する以前の弾性範囲の材料特性により決定されるため、いくら材料強度を高めても、弾性座屈強度を向上させることはできない。このように材料を高強度化し、材料を薄肉軽量化する際の弾性局部座屈強度の確保又は向上は重要な課題になる。
【０００５】
従来、上記課題解決のため、板要素に凹凸の補剛リブ（スチフナ）を設けることで座屈強度を高める対策（AISI, Automotive Steel Ｄesign Manual、p.3.1-13、１９９８））が取られたり、あるいはフレーム部材の断面を多角形化し板要素を分割することで座屈強度を高める対策（自動車技術会論文集、vol.7、p.60、1974）が取られたりしてきた。
【非特許文献１】AISI, Automotive Steel Ｄesign Manual、p.3.1-13、1998
【非特許文献２】自動車技術会論文集、vol.7、p.60、1974
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００６】
しかしながら、上記従来技術に示されるような形状改良に基づく対策では、自動車フレーム部材の断面形状の自由度が制約され、また板要素に凹凸の補剛リブを設けたり、形状を多角形化（複雑化）したりすることにより、製造コストが増大するという課題がある。
本発明は、これらの現状に鑑み開発されたもので、従来の自動車フレーム部材の形状に特別の工夫を施すことなく、板厚・重量が同一の場合では弾性座屈強度を向上させ、板厚、重量が減少しても、弾性座屈強度が低下しない自動車フレーム部材を提供するものである。
【課題を解決するための手段】
【０００７】
前記課題を有利に解決するために、本発明の自動車フレーム部材では、複数の板要素で構成される自動車フレーム部材において、少なくとも１つの板要素が、面内弾性異方性を有する板材で構成され、前記面内弾性異方性を有する板材は、面内でヤング率が最大となる軸（弾性主軸という。）を有し、この弾性主軸に沿う方向のヤング率が２１５ＧＰａ超２９０ＧＰａ以下である高ヤング率鋼板で構成され、前記弾性主軸は、材長方向の圧縮力に対する弾性局部座屈強度を強化することができるように、前記板要素の材長方向に対して３０°以上６０°以下の角度をもって配置されることを特徴とする。
【発明の効果】
【０００８】
本発明によれば、自動車フレーム部材の寸法や板厚を増さずに、弾性局部座屈強度を高めることができ、自動車全体の構造強度や安全性を向上させることができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【０００９】
次に、本発明を図示の実施形態に基づいて詳細に説明する。
【００１０】
図１（ａ）〜（ｄ）は、本発明における自動車フレーム部材（１，７，１１，１６）の構成図の一例である。なお、各図に一部の外形寸法（ｍｍ）を示す。
図１（ａ）は、自動車フレーム部材のうち自動車の前後方向に配置される部材の代表例として、サイドシル１の断面形状を示している。ここに例示するサイドシル１は、略断面ハット形部材２，３の２つの部品をもって、板状部材４の１つの部品を挟み込むように組み合わせ、略断面ハット形部材２，３の各接合用フランジ５，６および板状部材４の両端部において、溶接等の固着手段により一体化されることで、８枚の板要素ａ１〜ａ８からなる閉鎖的な断面形状を有している。
【００１１】
また、図１（ｂ）は、自動車フレーム部材のうち自動車幅方向に配置される部材の代表例として、床のクロスメンバー７の断面形状を示している。ここに例示するクロスメンバー７は、略断面ハット形の開断面を有する略断面ハット形部材８の１つの部品であるが、各接合用フランジ９の部分で床板１０に接合され一体化されることで、結果的に４枚の板要素ｂ１〜ｂ４からなる閉鎖的な断面形状を有している。
【００１２】
更に、図１（ｃ）は、自動車フレーム部材のうち自動車上下方向に配置される部材の代表例として、センターピラー１１の断面形状を示している。ここに例示するセンターピラー１１は、略断面ハット形部材１２，１３の２つの部品を組み合わせ、接合用フランジ１４，１５において一体化されることで、６枚の板要素ｃ１〜ｃ６からなる閉鎖的な断面形状を有している。
【００１３】
最後に、図１（ｄ）は、衝突時エネルギ吸収部材の代表例として、フロントサイドメンバー１６の断面形状を示している。ここに例示するフロントサイドメンバー１６は、略断面ハット形部材１７の１つの部品と板状部材１８の１つの部品とを組み合わせ、接合用フランジ１９，２０と板状部材１８の両端部において、溶接等の固着手段で一体化されることで、４枚の板要素ｄ１〜ｄ４から閉鎖的な断面形状を有している。
【００１４】
図１の各図中には、各部材の具体的な外見寸法が概ね理解できるような代表寸法を示しているが、各図に示す寸法により本発明が寸法的な制約を受けるものではない。また各図中の板要素は直線的に示しているが、これらが曲線により構成されることもある。
【００１５】
以上のように、本発明で対象とする自動車フレーム部材は、配置位置や用途により様々な断面形状を有しており、また、その断面形状は各フレーム部材の長さ方向に連続的に変化しているが、いずれの自動車フレーム部材（１、７、１１、１６）においても板要素ａ１〜ａ８（ｂ１〜ｂ４、ｃ１〜ｃ６、ｄ１〜ｄ４）の組み合わせで構成されるという共通点がある。また、いずれの自動車フレーム部材（１、７、１１、１６）においても、同部材の長さ方向（材長方向）は明確に判別できる。
【００１６】
そこで、本発明の更に詳細な説明を、この板要素ａ６に注目して進める。ここでは図２に示すような、平面寸法が３００ｍｍ×１００ｍｍであり、四辺が単純支持され、板厚が１．０ｍｍである長方形板要素ａ６´を対象にする。この長方形板要素ａ６´の長辺方向が、上述のフレーム部材１の材長方向に一致し、板要素の長辺方向に圧縮力が作用するものとして説明を続ける。なお、図２（ｂ）では、長方形板要素ａ６´に均等な軸力が作用する場合の模式図を示しているが、応力勾配が作用する場合においても物理的には同様のことが言える。
【００１７】
一般的に、四辺が単純支持される長方形板要素ａ６´に、長辺方向の圧縮力が作用した場合の弾性局部座屈強度σＰＯは、Ｅをヤング率、νをポアソン比、tを板厚、ｂを長方形板要素ａ６´の幅、ｋを板要素の位置に応じた座屈係数として、下式（１）にて算出することができる。なお、前記座屈係数ｋは、板要素の位置が圧縮を受ける軽角形鋼、リップ溝形鋼及びリップＺ形鋼のフランジ及びウェブである場合には４である（なお、板要素の位置が、圧縮を受ける軽溝形鋼のフランジ並びに圧縮を受けるリップ溝形鋼及びリップＺ形鋼のリップでは、０．４２５であり、板要素の位置が曲げを受けるウェブでは、８．９８である）。
【００１８】
【数１】
0005326354.tif 000002
【００１９】
たとえば、一般的な鋼板を用いる場合では、Ｅ＝２０５ＧＰａ、ν＝０.３０であり、また、ここで対象としている四辺単純支持される長方形板要素ａ６´では、長方形板要素ａ６´の板厚ｔ＝１.０ｍｍ、長方形板要素ａ６´の幅ｂ＝１００ｍｍ、座屈係数ｋ＝４.０であるので、これらの値を上記式に代入すれば、長方形板要素ａ６´の弾性座屈強度σＰＯとして、７４.１ＭＰａが得られる。
【００２０】
この一方で、面内弾性異方性を有する材料を用いた場合における弾性局部座屈強度σＰＡは、下式（２）から得ることができる。
【００２１】
【数２】
0005326354.tif 000003
【００２２】
上式において、ＤＬは長方形板要素ａ６´の長辺方向（Ｌ方向）の面外曲げ剛性であり、またＤＷは長方形板要素ａ６´の長辺直交方向（Ｗ方向）の面外曲げ剛性であり、長辺方向のヤング率をＥＬ、同ポアソン比をνＬ、長辺に直交する方向（短辺方向）Ｚのヤング率をＥＷ、同ポアソン比をνＷ、板厚をｔとすれば、前記のＤＬおよびＤＷは、それぞれ下式（３）（４）で示される。
【００２３】
【数３】
0005326354.tif 000004
【００２４】
【数４】
0005326354.tif 000005
【００２５】
また上記のνｗ、νＬ、ＤＬ、ＤＷに加え、長方形板要素ａ６´のせん断弾性係数（剛性率ともいう）をＧＬＷとすれば、捩れ剛性の寄与分を示す係数Ｈは下式（５）で示される。
【００２６】
【数５】
0005326354.tif 000006
【００２７】
上記式３、式４、式５を式２に各々代入することで、面内弾性異方性を有する材料の弾性局部座屈強度σＰＡを算出することができる。
【００２８】
面内弾性異方性を有する板材は様々あるが、鋼板を用いる場合では、鋼板面内でヤング率が最大になる、本発明で弾性主軸と定義する軸の数によって、主に２種に分類できる。各々代表的な例を示し、それらの詳細を以下に説明する。
【００２９】
まず、弾性主軸が１つの場合、すなわち１つの弾性主軸２１が鋼材圧延方向あるいは圧延直交方向と重なるように存在する場合について説明する（図５ａ参照）。ここでは弾性主軸２１が圧延直交方向と重なるよう配置する材料のうち、下記の弾性特性を有する材料Ａを用いた場合を例示し、発明の内容と弾性座屈強度改善効果を詳細に記述する。なお、Ｅ0は圧延方向（以下Ｌ方向という）のヤング率を、Ｅ45は圧延方向から４５°の方向（以下Ｄ方向という）のヤング率を、Ｅ90は圧延直交方向（以下Ｃ方向という）のヤング率を、ν０はＬ方向に対するＣ方向のポアソン比をそれぞれ示す記号である。
Ｅ0 ＝ ２２３.７ ＧＰａ
Ｅ45＝ ２０５.２ ＧＰａ
Ｅ90＝ ２４２.５ ＧＰａ
ν０＝ ０．２７
この材料ＡにおけるＬ方向を基点とした回転角度（配向角という）とヤング率との詳細な関係は図３（ａ）に示すとおりであり、同図から、この材料Ａにおいて鋼板面内でヤング率が最大となる軸、すなわち弾性主軸はＣ方向に存在することを確認できる。
【００３０】
この材料Ａから、上述の平面寸法３００ｍｍ×１００ｍｍ、板厚１.０ｍｍである四辺単純支持（図２ｂに点線で示す）の長方形板要素ａ６´を切り出して、弾性座屈強度を算出した結果が図３（ｂ）となる。ここでは、長方形板要素ａ６´を切り出す際の長辺方向Ｘを、Ｌ方向に対して０°から５°づつ９０°まで回転させ、各角度ごとの弾性座屈強度を示している。なお、圧縮力の作用方向Ｐは切り出した長方形板要素ａ６´の長辺方向Ｘである。
【００３１】
図３（ｂ）から、図３（a）に示す弾性特性を有する材料ＡのＤ方向と、長方形板要素ａ６´の長辺方向とを合致させるように配置した場合（弾性主軸と４５°の角度を有するように配置した場合）において、同板要素ａ６´の弾性局部座屈強度σＰＡは最大値を与え、８３.０ＭＰａとなり、一般的な異方性が殆どない鋼板における弾性座屈強度σＰＯ（７４.１ＭＰａ）と対比して、１２％大きな値となることを確認できる。また、図３（ｂ）からは、このような弾性局部座屈強度が強化される効果は、長方形板要素ａ６´の長辺方向Ｘを、弾性主軸から４０°以上５０°以下の範囲に配置した場合においても同程度となることも確認できる。
【００３２】
更に、長方形板要素ａ６´の長辺方向Ｘを、弾性主軸から３０°以上６０°以下の範囲に配置した場合においては、上述のＤの方位に合致させた場合よりも効果は小さくなるものの、長方形板要素ａ６´の弾性局部座屈強度σPAは、８１．５ＭＰａ以上となり、一般的な異方性が殆ど無い鋼材における弾性座屈強度σPO（７４．１ＭＰａ）と対比して１０％以上大きくなり、自動車フレーム部材を設計する上で効果的に活用することができる。
なお、長方形板要素ａ６´の長辺方向Ｘを、弾性主軸から３０°未満６０°超の範囲に配置した場合においては、長方形板要素ａ６´の弾性局部座屈強度σPAは、一般的な異方性が殆ど無い鋼材における弾性座屈強度σPO（７４．１ＭＰａ）と対比して１０％以上大きくなることが困難であり、自動車フレーム部材を設計する上で効果的に活用することができなくなるので、好ましくない。
【００３３】
このように、面内弾性異方性を有する板材の弾性主軸２１から３０〜６０°の配向角に相当する方向範囲（図５（ａ）に斜線で示す方向範囲）イを、図１に示すような各種の自動車フレーム部材（１，７，１１，１６）の材長方向に一致させるような構成をとれば、同フレーム部材（１，７，１１，１６）の板要素ａ１〜ａ８（ｂ１〜ｂ４、ｃ１〜ｃ６、ｄ１〜ｄ４）の板厚を割り増すことなく、また断面形状を複雑にすることもなく、弾性局部座屈強度を高めることができる。
【００３４】
この材料Ａのような効果を実現するための、面内弾性異方性を有する板材は様々考えられるが、鋼板を用いる場合では、例えば、質量％で、Ｃ：０．０００５〜０．３０％、Ｓｉ：２．５％以下、Ｍｎ：０．１〜５．０％、Ｐ：０．１５％以下、Ｓ：０．０１５％以下、Ａｌ：０．１５％以下、Ｎ：０．０１％以下、Ｍｏ：０．１５〜１．５％、Ｎｂ：０．０１〜０．２０％、Ｂ：０．０００６〜０．０１％、Ｔｉ：４８／１４×Ｎ（質量％）以上０．２％以下を含有し、残部がＦｅ及び不可避的不純物からなるスラブ（圧延材）を１０００℃以上の温度に加熱し、熱間圧延をする際、圧延ロールと鋼板との摩擦係数が０．２超、下式（６）で計算される有効ひずみ量ε＊が０．４以上、かつ圧下率の合計が５０％以上となるように圧延を行い、Ａｒ３変態点以上９００℃以下の温度で熱間圧延を終了することによって製造する、圧延方向のヤング率が２３０ＧＰａ以上の鋼板を用いることができる。
【００３５】
【数６】
0005326354.tif 000007
【００３６】
ここで、ｎは仕上げ熱延の圧延スタンド数、εｊはｊ番目のスタンドで加えられたひずみ、εｎはｎ番目のスタンドで加えられたひずみ、ｔｉはｉ〜ｉ＋１番目のスタンド間の走行時間（秒）、τｉは気体常数Ｒ（＝１．９８７）とｉ番目のスタンドの圧延温度Ｔｉ（Ｋ）によって下式（７）で計算できる。
τｉ＝８．４６×１０−９・ｅｘｐ｛４３８００／Ｒ／Ｔｉ｝    ・・（７）
【００３７】
次に、２つの弾性主軸が存在する場合、すなわち弾性主軸２１がＬ方向あるいはＣ方向に重なるように存在しない場合について説明する（図５ｂ参照）。ここでは、弾性主軸がＬ方向に対して５５°の方向に存在する材料のうち、特に下記の弾性特性を有する材料Ｂを用いた場合を題材に、発明の内容と弾性座屈強度改善効果を詳細に記述する。
Ｅ0 ＝ １７３.０ ＧＰａ
Ｅ45＝ ２８５.０ ＧＰａ
Ｅ90＝ ２４０.０ ＧＰａ
ν０＝ ０.２７
この材料ＢにおけるＬ方向を基点とした回転角度（配向角）と弾性係数（ヤング率）との詳細な関係は図４（ａ）に示すとおりである。また、この材料Ｂの弾性主軸２１はＬ方向に対して約５５°の角度のなす方向に存在する。図５（ｂ）は、この弾性主軸２１と、Ｌ方向、Ｄ方向、Ｃ方向との関係を模式的に示すものであるが、材料Ｂの場合では、２本の弾性主軸２１が対称に存在することになる。
【００３８】
この材料Ｂから、上述の平面寸法３００ｍｍ×１００ｍｍ、板厚１.０ｍｍである四辺単純支持の長方形板要素ａ６´を切り出して、弾性強度を算出した結果が図４（ｂ）となる。ここでは、長方形板要素ａ６´を切り出す際の長辺方向Ｘを、Ｌ方向に対して０°から５°づつ９０°まで回転させ、各角度ごとに算出した結果を示している。なお、圧縮力の作用方向Ｐは長方形板要素ａ６´の長辺方向である。
【００３９】
図４（ｂ）から、図４（ａ）に示す弾性特性を有する材料ＢのＬ方向あるいはＣ方向と、板要素ａ６´の長辺方向Ｘとを合致させるようにした場合（弾性主軸と５５°の角度を有するようにした場合）において、同板要素ａ６´の弾性局部座屈強度σＰＡは最大値を与え、９４.８ＭＰａとなり、一般的な異方性が殆どない鋼材における弾性座屈強度σＰＯ（７４.１ＭＰａ）と対比して、２８％大きな値となることを確認できる。
【００４０】
また、長方形板要素ａ６´の長辺方向Ｘを、弾性主軸から３０°以上６０°以下の範囲に配置した場合においては、上述のＬ方向に合致させた場合よりも効果は小さくなるものの、同板要素ａ６´の弾性局部座屈強度σＰＡは、７９.３ＭＰａ以上となり、一般的な異方性が殆ど無い鋼材における弾性座屈強度σＰＯ（７４.１ＭＰａ）と対比して７％以上大きな値となる。自動車フレーム部材を設計する上で効果的に活用することができる。
【００４１】
このように、材料Ａの場合と同様に、面内弾性異方性を有する板材の弾性主軸から３０〜６０°の配向角に相当する方向範囲（図５（ｂ）に斜線で示す方向範囲）を、図１に示すような各種の自動車フレーム部材（１，７，１１，１６）の材長方向に一致させるような構成をとれば、同フレーム部材（１，７，１１，１６）の板要素ａ１〜ａ８（ｂ１〜ｂ４、ｃ１〜ｃ６、ｄ１〜ｄ４）の板厚を割り増すことなく、また断面形状を複雑にすることもなく、弾性局部座屈強度を高めることができる。
【００４２】
また、材料Ｂにおいては、弾性座屈強度を最大化するための最適な一方向が、材料原板の長さ方向であるＬ方向と合致しているため、前述の材料Ａよりも効率よく自動車フレーム部材を切り出すことが可能になる。このように、弾性主軸が圧延方向（Ｌ方向）に対して３０〜６０°の方向に存在するような材料が最も好適に活用することができる。
【００４３】
この材料Ｂのような効果を実現するための、面内弾性異方性を有する板材は様々考えられるが、鋼板を用いる場合では、例えば、質量％で、Ｃ：０．０００３〜０．２５％，Ｓｉ：０．００３〜２．２％，Ｍｎ：０．４０％超〜４．０％，Ｐ：０．００１〜０．２０％，Ｓ：０．０００５〜０．０５０％，Ａｌ：１．５〜１０．０％，Ｎ：０．０００５〜０．０５％，さらに質量％で，Ｂｉ：０．０００５〜０．３０％，Ｐｂ：０．０００５〜０．３０％，Ｓｂ：０．０００５〜０．３０％，Ｓｎ：０．０００１〜０．３０％の１種または２種以上を含有し、残部がＦｅ及び不可避的不純物からなるスラブ（圧延材）を１１００℃以上の温度に加熱し、仕上げ温度を８００℃以上１１００℃以下とする圧延を行った後、３０％以上８０％以下の圧下率で冷間圧延を施し、最高温度を８５０℃以上とする最終焼鈍を施すことによって製造する、圧延方向に対して５５°方向のヤング率が２３５ＧＰａ以上の鋼板を用いることができる。
【００４４】
言うまでも無いが、板要素ａ１〜ａ８（ｂ１〜ｂ４、ｃ１〜ｃ６、ｄ１〜ｄ４）の平面寸法や板厚を上記のように限定しているのは、計算を簡単化し発明の内容詳細を明確にするための工夫によるものであり、平面寸法や板厚などの条件が異なっても、本発明を適用することによる弾性座屈強度向上効果は同じように享受することができる。
【００４５】
更に、発明内容をより詳細に説明するために、材料Ａおよび材料Ｂを例示しているが、鋼板における面内各方向のヤング率やポアソン比の組み合わせは、元素の添加バランスや製造温度・冷却時間の僅かな違いにより少なからず変化する。上述の材料Ａや材料Ｂの他にも、本発明を実現するための板材は様々存在し、面内弾性異方性を有する場合には同様の構造的メリットを享受することができる。
【００４６】
以下に、さらに添付図面を参照しながら、本発明に好適な実施の形態について詳細に説明する。
【００４７】
（実施例１）
本発明を、サイドシルを対象に実施した例を説明する。
【００４８】
図６（ａ）は、自動車フレーム部材のうち自動車の前後方向に配置される部材の代表例となるサイドシル１の断面模式図を示したものである。
図中のａ１〜ａ４の記号で示す板要素の板厚は１.４ｍｍであり、ａ５〜ａ８の記号を付けて示す板要素の板厚は１.２ｍｍである。
これら板要素ａ１〜ａ８全てを、圧延方向（以下Ｌ方向とよぶ）ヤング率が２２３.７ＧＰａ、圧延直交方向（以下Ｃ方向とよぶ）ヤング率が２４２.５ＧＰａ、圧延方向から４５°の方向（以下Ｄ方向とよぶ）ヤング率が２０５.２ＧＰａ、またＬ方向に対するＣ方向のポアソン比が０.２７となる面内弾性異方性を有する鋼板により構成した例である。
この鋼板の弾性主軸はＣ方向に重なるように存在しているが、この弾性主軸に対して４５°の方向、すなわちＤ方向と、図６（ａ）に図示するフレーム部材（サイドシル１）の材長方向とがほぼ合致するように構成した場合において、同フレーム部材の弾性座屈強度は最大となり、面内弾性異方性が殆ど無くヤング率が２０５ＧＰａ、ポアソン比が０.３の鋼板を用いた場合（以下、従来技術とよぶ）に対し、その強度は１２％大きくなる。
特に、幅厚比（板要素の幅に対する板厚の比）が最大となる板要素ａ７の弾性座屈強度は、４９ＭＰａから５５ＭＰａへと向上する。
【００４９】
このように部材強度を向上させるという観点で、本発明の効果を享受する他に、板厚を薄くして強度を保つという手段もある。図６（ａ）に示すフレーム部材の場合では、上記鋼板を適用することで、従来技術に対して板厚を５.０％削減しても、弾性座屈強度を同程度に保つことができる。
【００５０】
（実施例２）
本発明を、クロスメンバーを対象に実施した例を説明する。
図６（ｂ）は、自動車フレーム部材のうち自動車幅方向に配置される部材の代表例となるクロスメンバー７の断面模式図を示したものである。
図中のｂ１〜ｂ３の記号で示すフレーム部材（クロスメンバー７）の板要素の板厚は１.６ｍｍである。これらの板要素全てを、Ｌ方向ヤング率が２０５ＧＰａ、Ｃ方向ヤング率が２１８ＧＰａ、Ｄ方向ヤング率２１６ＧＰａ、またＬ方向に対するＣ方向のポアソン比が０.３０となる面内弾性異方性を有する鋼板により構成した例である。
この鋼板の弾性主軸は、Ｌ方向を基点に５０°回転した方向に存在している。この鋼板のＬ方向と、図６（ｂ）に図示するフレーム部材の材長方向とがほぼ合致するように構成した場合において、同フレーム部材の弾性座屈強度は最大となり、従来技術に対し、その強度は５％大きくなる。特に幅厚比が大きな板要素ｂ１および板要素ｂ３の弾性座屈強度は、２９７ＭＰａから３１１ＭＰａ（N/mm2）へと向上する。
この場合、向上分は大きいとは言えないが、鋼板のＬ方向とフレーム部材の材長方向を合わせることが出来るので、実施例１に示した鋼板よりも長尺のフレーム部材を構成することができる点に大きなメリットがある。
【００５１】
（実施例３）
本発明を、センターピラーを対象に実施した例を説明する。
図６（ｃ）は、自動車フレーム部材のうち自動車の上下方向に配置される部材の代表例となるセンターピラー１１の断面模式図を示したものである。
図中のｃ1〜ｃ３の記号で示す板要素の板厚は１.０ｍｍであり、ｃ４〜ｃ６の記号で示す板要素の板厚は１.２ｍｍである。
これらの板要素全てを、Ｌ方向ヤング率が２１８ＧＰａ、Ｃ方向ヤング率が２２１ＧＰａ、Ｄ方向ヤング率２３５ＧＰａ、またＬ方向に対するＣ方向のポアソン比が０．２９となる面内弾性異方性を有する鋼板により構成した例である。
この鋼板の弾性主軸はＤ方向と重なるように存在している。この鋼板のＬ方向と、図６（ｃ）に図示するフレーム部材の材長方向とが合致するように構成した場合において、同フレーム部材の弾性座屈強度は最大となり、従来技術に対し、その強度は１１％大きくなる。特に幅厚比が大きな板要素ｃ５の弾性座屈強度は、９３ＭＰａから１０３ＭＰａへと向上する。
【００５２】
（実施例４）
本発明を、フロントサイドメンバーを対象に実施した例を説明する。
図６（ｄ）は、自動車フレーム部材のうち、衝突時のエネルギ吸収の役割を担う部材の代表例となるフロントサイドメンバー１６の断面模式図を示したものである。
図中のｄ１〜ｄ２の記号で示す板要素の板厚は１.２ｍｍである。これらの板要素全てを、Ｌ方向ヤング率が１７３ＧＰａ、Ｃ方向ヤング率が２４０ＧＰａ、Ｄ方向ヤング率２８５ＧＰａ、またＬ方向に対するＣ方向のポアソン比が０.２６となる面内弾性異方性を有する鋼板により構成した例である。
この鋼材の弾性主軸はＬ方向を基点に５５°回転した方向に存在している。この鋼板のＬ方向と、図６（ｄ）に図示するフレーム部材（フロントサイドメンバー１６）の材長方向とがほぼ合致するように構成した場合において、同フレーム部材の弾性座屈強度は最大となり、従来技術に対し、その強度は２８％大きくなる。特に幅厚比が大きな板要素ｄ２および板要素ｄ４の弾性座屈強度は、１０７ＭＰａから１３７ＭＰａへと向上する。
この弾性座屈向上効果を、フレーム部材の板厚削減効果へと振り向ければ、図６（ｄ）に示すフレーム部材においては、従来技術に対して約１２％削減することができる。
【００５３】
なお、本発明で対象としている弾性主軸を有する材料は、板厚方向に全て均一なヤング率を有していなくても良い。上述の弾性局部座屈強度は、板要素ａ１〜ａ８（ｂ１〜ｂ４、ｃ１〜ｃ６、ｄ１〜ｄ４）の面外への曲げ剛性に支配される傾向が強いため、材料の表層のヤング率がより高く、板要素の面外曲げヤング率が高い方が、より高い効果を得られる場合もある。
【００５４】
また、本発明で定義する弾性主軸（板材の面内でヤング率が最大になる軸）は、面内弾性異方性を有する板材の種類や製造方法により様々な方向になる特性を持っている。鋼板を用いる場合では、弾性主軸が存在する方向は、鉄の結晶粒方位の影響により決定される。特にミラー指数において、＜１１１＞と表される結晶粒方位との関係性が大きく、鋼板を構成する結晶粒のうち、＜１１１＞方位がより多く向いている方向が弾性主軸となる。たとえば上述の材料Ｂでは、鋼板を構成する結晶粒のうち、殆どの結晶粒における＜１１１＞方位が、鋼板Ｌ方向に対して５５°の方向に揃った状態で存在している。
このように特徴づけられる弾性主軸に沿う方向のヤング率の値が大きいほど、板要素の弾性座屈強度、ひいては自動車フレーム部材（１，７，１１，１６）の材長方向の弾性局部座屈強度をより大きくできる可能性がある。鋼板の場合では、ヤング率の理論上の最大値は約２９０ＧＰａとなることが知られている（桑村仁、鋼構造の性能と設計、共立出版株式会社、２００２）が、この値に及ばなくても設計上のメリットは十分に享受できる。たとえば、上述の実施例２に示すように、弾性主軸に沿う方向のヤング率が２１６ＧＰａの場合の弾性局部座屈強度は、異方性が殆どない鋼板に対し５％程度高くすることができ、設計上のメリットとして評価できる範囲に及ぶ。
【００５５】
なお、鋼板における通常のヤング率は、非特許文献（日本建築学会、鋼構造設計規準 -許容応力度設計法-、２００５）にも示されるように、一般的には２０５ＧＰａと定められている。本発明では、この２０５ＧＰａという値を鋼板のヤング率の「基準値」として扱っている。
この基準値は、異方性のある鉄の結晶粒の方位が偏ることなく配列したときの安定的な状態に基づき定められたものであるが、実際にはこの値に対して±５％程度の偏りが存在することになる。
そのため、通常の鋼板のヤング率は１９５ＧＰａ以上２１５ＧＰａ以下の範囲の値にあると一般に考えられている。すなわち、通常の鋼材のヤング率は、基準値の２０５ＧＰａを超えることはあっても、２１５ＧＰａを超えることはないといえる。
これら鋼板のヤング率の測定はＪＩＳＺ２２８０に準拠した常温での横共振法、あるいは静的引張試験法に基づき実施してよい。
【００５６】
横共振法では、試料を固定せずに振動を加え、発振機の振動数を徐々に変化させて一次共振振動数を測定して下式よりヤング率を算出する。
ＥＤ＝０．９４６×（ｌ／ｈ）３×ｍ／ｗ×ｆ２ 
ここで、ＥＤ：動的ヤング率（Ｎ／ｍ２）、ｌ：試験片の長さ（ｍ）、ｈ：試験片の厚さ（ｍ）、ｍ：質量（ｋｇ）、ｗ：試験片の幅（ｍ）、ｆ：横共振法の一次共振振動数 （ｓ−１）、である。
また、静的引張ヤング率試験法では、ＪＩＳＺ２２０１に準拠した引張試験片を用いて、素材降伏強度の１／２に相当する引張応力レベルまで５回繰り返し引張力を加え、測定した応力−ひずみ線図の傾きに基づき算出する。
測定のバラツキを排除するため、５回の計測結果のうちの最大値および最小値を除いた３つの計測値の平均値として算出した値を鋼板のヤング率とするのが一般的である。
これらの測定法により測定したヤング率が２１５ＧＰａ超２９０ＧＰａ以下であることが確認された鋼板を用いれば、鋼板の材料組成のいかんによらず同等の効果が得られる。
【００５７】
本発明を実施する場合、サイドシル、クロスメンバー、センターピラー、フロントサイドメンバー以外にも、サイドレール等の自動車用フレーム部材に適用するようにしてもよい。
【図面の簡単な説明】
【００５８】
【図１】本発明を適用する各種自動車フレーム部材の断面模式図である。（ａ）はサイドシルの断面模式図、（ｂ）はクロスメンバーの断面模式図、（ｃ）はセンターピラーの断面模式図、（ｄ）はフロントサイドメンバーの断面模式図である。
【図２】自動車フレーム部材と板要素の関係を説明する模式図である。（ａ）はサイドシルの部分的な斜視図である。（ｂ）は切り出された長方形板要素の４辺の支持条件と、同板要素に作用する荷重の方向を示した模式図である。
【図３】面内弾性異方性の程度と発明の効果の関係を示す説明図である。図３（ａ）では、弾性主軸が圧延直交方向に重なるように存在する場合の一例を示している。（ａ）は鋼材の圧延方向からの角度（配向角）とヤング率の関係である。（ｂ）は面内弾性異方性が殆どない一般的鋼材に対する弾性座屈強度の比率を、配向角ごとに示したものである。
【図４】面内弾性異方性の程度と本発明の効果の関係を示す説明図である。図４（ａ）では、弾性主軸が圧延方向から５５°の方向に存在する場合の一例を示している。（ａ）は鋼材の圧延方向から角度（配向角）とヤング率の関係である。（ｂ）は面内弾性異方性が殆どない一般的鋼材に対する弾性座屈強度の比率を、配向角ごとに示したものである。
【図５】弾性座屈強度を効率的に高めるための、材長方向と弾性主軸の関係を説明するための説明図である。（ａ）は弾性主軸が圧延直交方向と重なるように存在する場合を、（ｂ）は弾性主軸が圧延方向から５５°の方向に存在する場合を、それぞれ示している。
【図６】本発明の実施例を示す断面模式図である。（ａ）はサイドシル、（ｂ）はクロスメンバー、（ｃ）はセンターピラー、（ｄ）はフロントサイドメンバーをそれぞれ対象にして本発明を実施した断面模式図である。
【符号の説明】
【００５９】
ａ１〜ａ８  板要素
ａ６´  長方形板要素
ｂ１〜ｂ４  板要素
ｃ１〜ｃ６  板要素
ｄ１〜ｄ４  板要素
１  サイドシル
２  略断面ハット形部材
３  略断面ハット形部材
４  板状部材
５  接合用フランジ
６  接合用フランジ
７  クロスメンバー
８  略断面ハット形部材
９  接合用フランジ
１０  床板
１１  センターピラー
１２  略断面ハット形部材
１３  略断面ハット形部材
１４  接合用フランジ
１５  接合用フランジ
１６  フロントサイドメンバー
１７  略断面ハット形部材
１８  板状部材
１９  接合用フランジ
２０  接合用フランジ
２１  弾性主軸
【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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