CN105008754A - 冲击吸收部件 - Google Patents

Abstract

提供一种冲击吸收部件，该冲击吸收部件能够与冲击负载的负荷方向无关地进行稳定的蛇纹状的挤压变形，并且屈曲波长小，屈曲负载大。所述冲击吸收部件构成为，部件截面的最长周长的50％以上是将层叠金属板(9)(冲击吸收部件)加工成具有至少两条棱线(3)的形状而成的部件，该层叠金属板(9)在芯层(10)的两面层叠有由与芯层(10)相比杨氏模量以及密度更大的金属板构成的表层(5A、5B)，表层(5A、5B)的板厚(t_f)与芯层的板厚(t_c)的板厚比(t_c/t_f)在10.0以下。

Description

冲击吸收部件

技术领域

本发明涉及在汽车等的输送设备中使用的冲击吸收部件。

背景技术

输送设备的安全基准逐年提高，最重要的是在碰撞时，即便损伤输送设备的功能，也要保护客舱的乘坐人员。因此，基于吸收碰撞时的能量，缓和传递至客舱内的冲击的目的，推行在客舱周围的框架中应用高强度钢板，实现碰撞安全性的提高。

此外，近年来，不仅考虑碰撞安全性、还考虑碰撞后的维修性而利用吸能盒这样可更换的冲击吸收部件吸收冲击的车型增多。该冲击吸收部件以冲击吸收部件的冲击吸收方向成为汽车的长度方向的方式装配在客舱的前面以及后面，在碰撞时，冲击吸收部件在冲击吸收方向上挤压变形，从而吸收冲击能量。因此，该冲击吸收部件要求以下特性。

[1]具有较高的冲击能量吸收性能。

[2]由于汽车的碰撞不一定与冲击吸收部件的冲击吸收方向平行，因此，在从与冲击吸收方向交叉的方向(例如，与冲击吸收方向的交叉角度为10度的倾斜方向)加载冲击负载的情况下，也能够吸收碰撞能量。

[3]轻量，以确保油耗效率。

对于冲击吸收部件的形状，如汽车技术会论文集no.7(1974)，p.60)所记载，一般采用通过设置于帽形截面形状的部件上的凸缘焊接背板而成的闭口截面的箱型形状(参照图1E)等中空形状。

根据图1A～图1H说明冲击吸收部件吸收冲击能量时的变形行为。这里，图1A～图1D是从变形前到最初的屈曲(buckling)变形结束期间的立体图。本说明书中所说的冲击吸收方向指的是，在冲击吸收部件1的棱线方向设置为上下方向时相对于设置面4垂直的方向(图1A的箭头P2)。此外，图1E～图1G示出相对于各变形时的冲击吸收方向(箭头P2)垂直的水平截面的形状。此外，图1B的虚线示出刚施加冲击之后的侧面2的中央部的变形行为，图1F以及图1G的虚线是变形前的水平截面。

当沿冲击吸收方向(箭头P2)施加冲击负载P1时，首先，在刚性小的侧面2的中央部，周期性地(周期H)产生向面外方向(相对于面垂直地贯通的方向)鼓起(或凹陷)的弹性变形(图1B的虚线以及图1F的实线)。另一方面，刚性大的棱线3在高度方向上压缩变形。这里，如铁木辛柯著，屈曲理论，CORONA公司，1971，p221－225(以下，简称为“铁木辛柯”。)所示，在侧面产生的弹性变形与单纯支承周边的板的弹性屈曲等价，根据变分原理，屈曲波长H与板宽度(侧面2的宽度(棱线间的间隔))相等。

此外，若在冲击吸收方向(箭头P2)上进行变形，则侧面2的弹性变形从中央部沿棱线3的方向扩展，并且面外方向的变形也增大。另一方面，对于棱线3，压缩变形量也增大。并且，在侧面2的面外变形到达棱线3的时刻，在弹性变形量最多的位置发生应力集中，产生棱线3的弯折。并且，在侧面2以及棱线3的双方开始出现局部的塑性屈曲(褶皱状的变形)(图1C的虚线部以及图1G)。若进一步进行变形，则棱线3、侧面2完全弯折并接触，第一个周期的屈曲变形结束(图1D)。此时的挤压位移与周期H一致。并且，在另一个截面开始发生相同的屈曲变形。公知通过反复进行以上这样的屈曲变形，冲击吸收部件1挤压变形为图1H这样的蛇纹状(风琴状)，吸收冲击能量(上述汽车技术会论文集)。

此外，以下，在本说明书中，将H定义为挤压变形时的屈曲波长，将在冲击吸收方向上变形并如图6所示那样变形为蛇纹状的挤压定义为轴向挤压，将垂直于冲击吸收方向剖切而成的截面定义为部件截面。

接下来，根据图2说明此时的冲击吸收方向的位移与负载的关系。在施加冲击负载而产生棱线3的弯折之前(对应于从图1B到图1C之间的变形)，负载上升(图2，O→A)，在第一次屈曲变形时达到最大负载Pm₁。之后，当开始棱线3的塑性屈曲时，随着塑性屈曲的进行(对应于从图1C到图1D之间的变形)而减少能够通过棱线3吸收的能量，因此负载降低(图2，A→B)。当侧面2完全弯折并接触，第一次屈曲变形结束时，第二周期的变形同样地开始，负载在棱线3弯折之前上升(图2，B→C)，局部的塑性屈曲开始，负载在局部的塑性屈曲结束之前下降(图2，C→D)。以后，反复进行该位移－负载行为。其结果，伴随着周期H的蛇纹状(风琴状)变形，所施加的负载也如图2那样以周期H反复上升、下降。这里，图2的C点、E点分别是第二次屈曲变形时的最大负载Pm₂、第三次屈曲变形时的最大负载Pm₃。另外，与Pm₁相比第二次之后的最大负载小的原因在于，因第一次屈曲而产生轴向偏移，两个周期之后，施加于棱线3的负载成为偏负载。

由于冲击吸收部件显示出上述图1A～图1H、图2的位移－负载曲线轮廓、挤压变形，因此为了满足上述[1]，必需采用以下对策。

碰撞时的吸收能量等于位移－负载曲线下部面积，即(W：平均负载)×(位移)。因此，重要的是增大W，Pm_i(i＝1，2，3···，n)以及屈曲变形次数n越大，W越大。因此，增加所构成的板材的拉伸强度或弯曲力矩而增加Pm_i、并且减小屈曲波长而增加屈曲变形次数n是有效的。

另外，在从倾斜方向加载冲击负载的情况下，施加于冲击吸收部件的负载变成偏负载。因此，对于偏负载，也需要设计部件形状、材料强度，以便增大位移－负载曲线下部面积。

另一方面，近年来从CO₂减少、燃油经济性提高的观点出发，强烈要求车身的轻量化。另外，在电动汽车等的新生代汽车中，虽然能够实现大幅度的CO₂减少，但由于搭载电池而使得车身总质量增加，因此无法获得足够的航续距离，对新生代汽车的普及造成较大的阻碍。基于这样的观点，也强烈要求构成汽车的材料以及部件的大幅轻量化。

为了实现上述[3]的轻量化，不仅部件本身的轻量化是重要的，减小部件体积来防止周边部件的容量增加也是重要的。因此，在利用轻量部件构成部件的同时，需要设计能够省略构成材料、提高单位体积的冲击吸收能量的材料、形状。

以往，为了满足上述[1]～[3]的特性，公知以下技术等。从材料以及部件形状的双方面完成了对策。

例如，在日本专利第2783100号公报中，公开了残留奥氏体的形态会对冲击吸收能力造成影响。并且，公开了以下方案：通过规定能够得到显示出良好碰撞性能的残留奥氏体钢的形态的化学成分以及制造工序，由此提高具有残留奥氏体的钢板的碰撞性能。其目的在于提高钢板的拉伸强度并增大Pm_i。然而，由于没有使屈曲波长H减小的效果，因此屈曲变形次数不增加。其结果，即便Pm_i增大，也难以大幅增加吸收能量。特别是，若减小冲击吸收方向的冲击吸收部件，则难以充分吸收冲击，因此难以使部件紧凑并实现轻量化。

另外，日本特开平7－224874号公报中公开了由纤维强化树脂构成的冲击吸收部件。通过使用具有脆性的树脂材料而产生逐次的破坏，能够增大冲击能量吸收效率。并且，其目的在于通过利用高强度的纤维进行加强来提高屈曲强度。在该发明中，由于使用脆性材料，因此与钢材这样的塑性材料的变形不同，屈曲变形部整体能够吸收冲击能量，冲击能量吸收效率高。此外，Pm_i也因加强纤维而增大。并且，由于利用轻量材料构成，因此也容易实现轻量化。然而，存在制造性低且成本高的课题。此外，由于是脆性破坏，因此破片向周围飞散，也考虑到这会危害周围的人、物体的可能性。

汽车技术，vol.47，no.4(1993)，p.57中公开了在侧面加工有称作破碎补强筋(crash bead)的凹槽的冲击吸收部件。该技术的目的在于，通过在侧面以小间隔加工成为碰撞时的屈曲变形的起点的凹槽，由此减小屈曲波长，增加屈曲变形次数。然而，通过设置凹槽，无法发现材料原本的Pm_i的可能性增高，无法高效地增大W。此外，对于来自与冲击吸收方向交叉的方向的冲击负载，有时凹槽不作为屈曲开始起点而发挥功能，无法减小屈曲波长。

此外，在日本特开2006－207724号公报中公开了一种冲击吸收部件，该冲击吸收部件由具有朝向内部凹陷的槽部的多边形闭口截面构成，并且使截面的局部的弯曲力矩不同。通过设为多边形截面，能够减小棱线的间隔，能够减小屈曲波长。此外，通过形成朝向内外反方向凹陷的槽部，能够抑制棱线的轴向偏移并防止偏负载。其结果，稳定地进行挤压变形。并且，通过将弯曲力矩设为不同，对于来自斜方向的碰撞，也能够将挤压变形矫正为轴向，能够吸收足够的冲击能量。然而，由于屈曲波长由棱线的间隔决定，因此，为了充分减小屈曲波长并增大W，必须使棱线间隔相当小，形状方面的自由度存在限制。另外，该冲击吸收部件除了因形状复杂而存在形状限制之外，还因由单一的钢材构成而难以实现车身的大幅轻量化。

另外，日本特开2012－81826中公开了利用两张金属制的面材夹住具有多个开口的金属制的芯材并接合而成的夹层板。然而，夹层板的周缘形成为未形成多个开口的实心部，与开口形成部相比刚性更高，因此屈曲波长增大，冲击能量吸收量减少。另外，由于一个面板中的刚性变化大，因此难以稳定地挤压变形。

如上，虽然实现了针对材料以及冲击吸收部件的构造的对策，但仍没有达到能够充分满足特性的冲击吸收部件的开发程度。

发明内容

发明要解决的课题

本发明的目的在于提供一种冲击吸收部件，该冲击吸收部件能够实现以下特性：

(a)进行稳定的蛇纹状的挤压变形。

(b)屈曲变形时的最大负载Pm_i大。

(c)屈曲波长H小。

(d)与冲击负载的负荷方向无关地显示出(a)～(c)。

(e)以较少的形状限制显示出(a)～(d)。

(f)能够以简单的部件形状提高冲击能量吸收效率，实现大幅变轻。

用于解决课题的手段

本发明的发明人们为了解决上述课题而反复进行深入研究，结果是发现以下情况。即，将在由金属板构成的一对表层之间接合层叠有芯层且截面相同的层叠金属板应用于成形加工为具有至少两条棱线的形状的冲击吸收部件。由此，发现了在部件的冲击吸收方向的一方的端部受到冲击负载时，平均负载高，能够实现稳定的蛇纹状的挤压变形，基于该见解而完成了本发明。

本发明的主旨如下。

(1)一种冲击吸收部件，在部件的冲击吸收方向的一侧的端部受到冲击负载时，吸收冲击能量，其中，

所述冲击吸收部件构成为，部件截面的最长周长的50％以上是将层叠金属板成形加工成具有至少两条棱线的形状而成的部件，该层叠金属板在芯层的两面接合层叠由与所述芯层相比杨氏模量以及密度较大的金属板构成的表层，且截面相同，所述表层的板厚(t_f)与所述芯层的板厚(t_c)的板厚比(t_c/t_f)在10.0以下。

(2)根据(1)所述的冲击吸收部件，所述冲击吸收部件的部件截面的形状是全开口截面形状。

(3)根据(1)所述的冲击吸收部件，所述冲击吸收部件的部件截面的形状是局部开口截面形状。

(4)根据(1)所述的冲击吸收部件，所述冲击吸收部件的部件截面的形状是全闭口截面形状。

(5)根据(1)至(4)中的任一项所述的冲击吸收部件，所述层叠金属板的所述表层的杨氏模量(E_f)与所述芯层的杨氏模量(E_c)的杨氏模量比(E_c/E_f)是1/10～1/100000。

(6)根据(1)至(5)中的任一项所述的冲击吸收部件，所述杨氏模量比(E_c/E_f)是1/10～1/1000。

(7)根据(1)至(6)中的任一项所述的冲击吸收部件，所述棱线的间隔至少是10mm。

(8)根据(1)～(7)中的任一项所述的冲击吸收部件，所述表层与所述芯层的剪切粘合强度在25MPa以上。

(9)根据(1)～(8)中的任一项所述的冲击吸收部件，所述表层与芯层的接合层叠是基于钎料或导电性粘合剂的粘合。

(10)一种冲击吸收部件，在部件的冲击吸收方向的一侧的端部受到冲击负载时，吸收冲击能量，其中，

所述冲击吸收部件由对层叠金属板进行成形加工而成的部件构成，该层叠金属板在芯层的两面层叠有由与所述芯层相比杨氏模量较大的金属板构成的表层，所述表层的板厚(t_f)与所述芯层的板厚(t_c)的板厚比(t_c/t_f)是2.0～7.0，且所述层叠金属板的截面相同。

(11)根据(10)所述的冲击吸收部件，所述板厚比(t_c/t_f)是3.5～5.0。

(12)根据(10)或(11)所述的冲击吸收部件，所述杨氏模量比(E_c/E_f)是1/10～1/1000。

(13)根据(10)～(12)中的任一项所述的冲击吸收部件，所述层叠金属板成形加工为具有至少四条棱线的形状，所述棱线的间隔分别为50～80mm。

(14)根据(10)～(13)中的任一项所述的冲击吸收部件，所述层叠金属板在所述表层以及所述芯层之间还具备接合层，所述接合层的剪切弹性模量是30～500MPa。

发明效果

根据本发明，能够提供满足上述(a)～(e)的冲击吸收部件。其结果，若使用本发明的冲击吸收部件，对于不仅来自正面还来自斜方向的碰撞，也能够保护客舱的乘坐人员。并且，由于不损伤接合部件地吸收冲击能量，因此维护也容易且高效。此外，由于本发明的冲击吸收部件在形状上的限制比较少，因此对于上述的碰撞能够充分吸收冲击能量，故而能够紧凑地收纳，不会导致周围的部件的重量增加。并且，由于由轻量材料构成，因此部件本身也能够实现轻量化。其结果，对于燃油经济性的提高也是有效的。

附图说明

图1～图17涉及第一实施方式。图1A是示出沿冲击吸收方向加载负载的情况下的代表性的变形行为的立体图。

图1B是示出沿冲击吸收方向加载负载的情况下的代表性的变形行为的立体图。

图1C是示出沿冲击吸收方向加载负载的情况下的代表性的变形行为的立体图。

图1D是示出沿冲击吸收方向加载负载的情况下的代表性的变形行为的立体图。

图1E是示出沿冲击吸收方向加载负载的情况下的代表性的变形行为的剖视图。

图1F是示出沿冲击吸收方向加载负载的情况下的代表性的变形行为的剖视图。

图1G是示出沿冲击吸收方向加载负载的情况下的代表性的变形行为的剖视图。

图1H是示出沿冲击吸收方向加载负载的情况下的代表性的变形行为的照片。

图2是沿冲击吸收方向加载负载的情况下的代表性的负载－位移曲线图。

图3是示出层叠金属板的结构的剖视图。

图4A是示出层叠金属板的屈曲变形时的表层以及芯层的变形行为的示意图。

图4B是示出层叠金属板的屈曲变形时的表层以及芯层的变形行为的示意图。

图4C是示出层叠金属板的屈曲变形时的表层以及芯层的变形行为的示意图。

图4D是示出层叠金属板的屈曲变形时的表层以及芯层的变形行为的示意图。

图4E是示出层叠金属板的屈曲变形时的表层以及芯层的变形行为的示意图。

图5是示出对仅形成有一条棱线的部件沿冲击吸收方向加载负载的情况下的变形行为的立体图。

图6是示出沿冲击吸收方向加载负载的情况下的代表性的轴向偏移的照片。

图7A是示出实施例中使用的局部开口截面形状的冲击吸收部件的立体图。

图7B是示出实施例中使用的局部开口截面形状的冲击吸收部件、且在图7A的A剖切而成的剖视图。

图7C是示出实施例中使用的局部开口截面形状的冲击吸收部件、且在图7A的B剖切而成的剖视图。

图8是示出“V字型”变形的照片。

图9A是示出层叠金属板的厚度结构发生变化的情况下的屈曲变形的示意图。

图9B是示出层叠金属板的厚度结构发生变化的情况下的屈曲变形的示意图。

图10是示出本发明的冲击吸收部件的应用例的立体图。

图11A是示出实施例中使用的开口截面形状的冲击吸收部件的剖视图。

图11B是示出实施例中使用的开口截面形状的冲击吸收部件的立体图。

图12A是示出实施例中使用的闭口截面形状的冲击吸收部件的剖视图。

图12B是示出实施例中使用的闭口截面形状的冲击吸收部件的立体图。

图13是示出实施例中使用的具有包括多条棱线的多边形的部件截面形状的部件的说明图。

图14是示出实施例中使用的局部开口截面形状的冲击吸收部件的立体图。

图15A是示出比较例中使用的圆筒形状的冲击吸收部件的剖视图。

图15B是示出比较例中使用的圆筒形状的冲击吸收部件、且在图15A的C剖切而成的剖视图。

图16A是示出比较例中使用的仅形成有一条棱线的部件的立体图。

图16B是示出比较例中使用的仅形成有一条棱线的部件、且在图16A的D剖切而成的剖视图。

图17是示出芯层中具有金属网的层叠金属板的剖视图。

图18A～图20涉及第二实施方式。图18A是示出冲击吸收部件的形状的一例的立体图。

图18B是示出冲击吸收部件的形状的另一例的立体图。

图19是示出实施例103、比较例101以及102中相对于E_c/E_f的平均屈曲波长的线图。

图20是示出相对于冲击吸收部件的形状的平均屈曲波长的线图。

具体实施方式

以下，参照附图对本发明的实施方式进行说明。此外，在本说明书以及附图中，对实际上具有相同功能结构的要素标注相同的附图标记并省略重复说明。

[第一实施方式]

本实施方式涉及在部件的冲击吸收方向的一方的端部受到冲击负载时吸收冲击能量的冲击吸收部件。该冲击吸收部件构成为，包括将在适当的杨氏模量和密度的芯层的两面接合层叠有金属板且截面相同的层叠金属板成形加工为具有至少两条棱线的形状的部件。此外，在本说明书中，棱线指的是，将相对于冲击吸收部件的冲击吸收方向垂直的截面的形状具有直线部分的情况下的、由直线部分彼此形成的角部(角度超过0°且不足180°)在冲击吸收方向上连续地连结而成的线(参照图1的棱线3)。

如图3所示，构成本实施方式的冲击吸收部件的层叠金属板9具有在芯层10的两面分别层叠有金属板(表层5A、5B)的构造、即在表层5A上层叠芯层10并在其上方进一步层叠有表层5B的构造。本实施方式的芯层10是板状层，具有不足表层5A、5B的杨氏模量(E_f)的杨氏模量(E_c)和密度。优选层叠金属板9的截面整体存在同样的芯层10。芯层10的杨氏模量(E_c)能够通过基于JIS Z2241(金属材料)以及JIS－K7113的拉伸试验进行评价。在芯层10是多种物质组合而成的构造体的情况下，杨氏模量(E_c)是针对该构造体的同轴方向的形变与应力的比例常量(纵弹性系数)。

这里，截面相同指的是，层叠金属板的截面整体中存在相同的表层与芯层。相同包括像金属网那样周期性地(规则地)构成的情况。周期不限于恒定，也可以略微变化。在截面整体中，周期性的部分与非周期性的部分组合而成的情况不属于相同。

本实施方式的冲击吸收部件通过利用加工成具有至少两条棱线的形状的层叠金属板9的轴向挤压变形(图1H)，能够高效地吸收冲击能量。因此，在吸收冲击能量时，假想从该冲击吸收部件的变形形态的50％以上是轴向挤压形态的范围的方向施加冲击负载。满足该条件的冲击负载的输入方向因冲击负载的大小、速度而不同，但相对于冲击吸收方向的交叉角在0°以上且不足60°是大体基准。在交叉角为60°以上的情况下，冲击负载所导致的该部件的变形形态并非轴向挤压，大多主要是横负载(与冲击吸收方向成直角的负载)所导致的弯曲挤压变形形态。优选碰撞负载的输入方向设置为45°以下，更优选设置为30°以下。由此，轴向挤压变形形态所占的比例进一步增大，能够更高效地吸收冲击能量。另外，由于假想上述的输送设备应用于冲击吸收部件，因此冲击负载的施加速度假想为1m/h以上且500km/h以下。

这里，层叠金属板9的芯层10指的是具有与构成表层5A、5B的金属板相比较低的杨氏模量与密度的板状层。板状层只要杨氏模量和密度比表层5A、5B低即可，如后所述，不特别限定材质以及构造。因此，在一条棱线3的情况下呈“L字形状”，具有两条以上棱线指的是，将一处以上加工成“U字或S字形状”的形状。此外，图1E的帽型形状的棱线3有四条。

接下来，详细说明本实施方式的冲击吸收部件能够高效地进行能量吸收的理由。

由于本实施方式的冲击吸收部件由密度低的芯层10与金属板5的接合层叠体构成，因此与单一金属板比较密度较小。其结果是，即便增大芯层10的厚度，也能够尽可能抑制层叠金属板9的质量的增加。因此，与质量等值的单一金属板比较，能够表现出高弯曲刚性。如铁木辛柯所公开那样，屈曲变形时的最大负载Pm_i是所构成的板的弯曲刚性的函数(参照(1)式)，弯曲刚性越大，Pm_i越是增大。由此，能够通过层叠金属板9的刚性增加效果使Pm_i增大。

Pm_i＝kπ²D/b²      ···(1)

此外，k是比例常量，D是弯曲刚性，b是冲击吸收部件侧面的宽度。

另一方面，屈曲变形的小波长化通过以下机理而实现。

由于构成本实施方式的冲击吸收部件的层叠金属板9的低杨氏模量的芯层10接合限制两面的金属板5，因此，能够是利用弹性弹簧20限制彼此的两张表层材料21模型化(图4A)。表层材料21的变形自由度存在差异，但这两张板的轴向挤压变形形态与弹性基体上的板的挤压变形形态(图4B)等效。弹性基体22相当于弹性弹簧20。在利用弹性弹簧20限制的两张表层材料21(图4A)中，两张板(表层材料21)双方不固定，在弹性基体22上的表层材料21(图4B)中，仅一张板(表层材料21)不固定。然而，均可利用弹性弹簧20的伸长变形与表层材料21的变形吸收轴向挤压能量。并且，根据变分原理，形成变形能量总和达到最小的变形。这里，表层金属板如铁木辛柯所记载那样，在以与棱线间的间隔相等的波长H₁(图4C)变形时，能量e_f达到最小。另一方面，对于弹性基体的变形，尽量减小伸长的情况能够减小能量。其结果是，如图4D所示，在以比棱线间的间隔小的波长H₂变形时，能量e_c达到最小。因此，弹性基体22上的板的屈曲波长由e_c、e_f的大小的平衡决定，是小于H₁且大于H₂的值(图4C、图4D)。

说明构成本实施方式的层叠金属板9也因相同的原理而小波长化的情况。即，表层5A、5B在以大波长屈曲的情况下，变形能量变小。芯层10在以小波长屈曲的情况下，变形能量变小。层叠金属板9在表层5A、5B与芯层10的变形能量的大小关系方面平衡，并且以双方的变形能量之和最小时的波长屈曲变形。由于对容易形成小波长的芯层10的变形有帮助，因此与利用单一材料构成的冲击吸收部件比较，本实施方式的冲击吸收部件能够以小波长挤压变形。

另一方面，使层叠金属板9的芯层10的杨氏模量达到表层5A、5B以上的情况的变形能够作为通过刚体限制的两张金属板而模型化。在这种情况下，在芯层不进行(图4C、图4D)这样的伸长变形的情况下，作为刚体23将两张表层材料21的距离保持为恒定。变形能量在进行保持平面(变形前与材料轴线正交的截面在变形后也是与材料轴线正交的截面)的变形(图4E)时达到最小。其结果是，无法减小屈曲波长。因此，构成本实施方式的层叠金属板9的芯层10的杨氏模量必须不足表层5A、5B的杨氏模量。

此外，本实施方式的层叠金属板9必须加工成具有至少两条棱线3的形状。通过构成棱线3而能够形成拐角。由于拐角部的刚性比侧面2的刚性大，因此能够进一步增大屈曲变形时的最大负载Pm_i。此外，棱线3必须是两条以上。在一条棱线3的情况下，将棱线3夹在中间的侧面中的一方的周端面形成为自由端面。其结果是，当施加挤压负载时，产生如图5那样扩大侧面所形成的角度的变形形态。由此，边界条件变化，产生扭转变形，屈曲变形不稳定，无法充分表现出上述的层叠金属板的优点。

基于以上理由，由于本实施方式的冲击吸收部件能够维持较高的屈曲变形时的最大负载Pm_i，并且能够以小波长屈曲变形，因此能够增大屈曲次数，实现高平均负载W。其结果是，能够增大冲击能量吸收量。此外，在变形中，边界条件不发生变化就能够稳定地屈曲。其结果是，能够高效地吸收冲击能量。

另外，作为以小波长屈曲变形的其他效果，能够抑制单一金属板中的屈曲变形时的轴向偏移(图6)这样的现象的产生。其结果是，能够使屈曲变稳定，以良好的再现性吸收冲击能量。同时，对于来自相对于冲击吸收方向斜向交叉的方向的负载(这些负载作为偏负载施加于冲击吸收部件)，能够稳定地进行能量吸收。

本实施方式的冲击吸收部件只要构成为，包括将杨氏模量以及密度满足上述条件的适当的层叠金属板9加工成具有至少两条棱线3的形状的部件即可，不特别限定棱线3的形态。因此，棱线3为两条以上即可，既可以与冲击吸收方向平行，也可以相对于冲击负载负荷方向逐渐扩展地配置，或者也可以相反配置。优选的是，棱线3的数量为25条以下。若超过25条，则难以赋形。

另外，本实施方式的冲击吸收部件的形状也只要满足上述条件即可，不特别限定。虽然也可以将上述日本特开2006－207724号公报所记载的在侧面设有破碎补强筋的冲击吸收部件设为加工成指定形态等的形状，但不是本实施方式的必要条件。因此，与现有技术比较，形状限制少，能够根据目的相应地选择形态。例如，若通过简单的工序对冲击吸收部件进行成形加工，则能够选择单纯的U字型、S字型、帽型这样的四边型等。另外，出于在形态上也使针对来自倾斜方向的负载的能量吸收稳定化的目的，能够将相对于冲击负载方向垂直的截面形状形成为具有多条棱线的多边(多余四边)形，还能够形成为更加各向同性的形态。更优选的是，从赋形性与针对斜向负载的能量吸收能力的稳定性之间的平衡出发，采用六～八边形截面。此外，也能够采用形成为至少具有相对于冲击负载负荷方向逐渐扩展地配置的两条棱线的形状，端面的截面形状不同的形态。该形状通过减小早期承受冲击负载一侧的截面，由此减小Pm₁(原本是Pm₁＞Pm_j(j＞1))，对于更加可靠地抑制冲击负载向其他部件传播是有效的。或者，相反也能够形成为至少具有相对于冲击负载负荷方向逐渐变窄地配置的两条棱线的形状。在这种情况下，由于能够增大早期承受冲击负载一侧的截面，因此能够增大Pm₁。其结果是，部件的早期冲击耐力能够适当地应用于必要的用途(使部件不易破坏的用途)。

此外，本实施方式的冲击吸收部件的高度h也不特别限定。这里，冲击吸收部件的高度h指的是冲击吸收部件的向冲击吸收方向轴线投影时的高度，在多数情况下，表示实际的冲击吸收部件高度。由于单位波长屈曲的冲击能量吸收能力由部件截面以及构成的材料决定，因此，优选的部件高度能够根据这些来决定。例如，单位波长屈曲的冲击能量吸收能力是所构成的层叠板的塑性弯曲力矩M_p与部件截面的最长周长L_m的乘积的函数。因此，若设为作为目标的能量吸收量U₀，在部件高度h≤(U₀/M₀)L_m时，存在无法仅靠该冲击吸收部件完全吸收冲击能量的情况。因此，优选h＞(U₀/M_p)L_m，更优选h＞2×(U₀/M_p)L_m。另一方面，优选h≤(100×U₀/M_p)L_m。在h＞(100×U₀/M_p)L_m的情况下，有时与冲击能量无关地残留大量健全的部位，使单位质量的冲击吸收能力降低。

此外，本实施方式的冲击吸收部件的部件截面的形态也可以采用开口截面(参照图11A、图11B)、闭口截面(参照图12A、图12B)、或者在截面的局部设置有开口部的闭口截面(参照图14)。另外，也可以采用在侧面实施有槽的形态、侧面设置有空穴的一部分形成开口截面的形态(图7A～图7C)、在碰撞开始位置设置局部缺口的形态等。

在重视轻量性的情况下，优选在确保两条棱线的基础上至少省略一个侧面(在后述的实施例中是形成背板的侧面)，将部件截面设为开口截面。由于本实施方式的冲击吸收部件由将适当的层叠金属板9成形为具有两条以上棱线的形状的部件构成，因此以小波长稳定地屈曲。其结果是，即便如后述的实施例所示那样形成为开口截面并省略背板，冲击吸收部件也不会变形为“V字型”，而是变形为蛇纹状。另一方面，在将单一金属板成形为具有两条以上棱线的形状的情况下，该冲击吸收部件以与棱线间的间隔相等的波长H₁屈曲。其结果是，在形成为开口截面的情况下，如后述的比较例所示那样，在自由端部产生大幅向内侧陷入的变形，变形为“V字型”，而无法稳定地形成蛇纹状的褶皱(图8)。其结果是，在利用单一金属板构成的情况下，难以通过开口截面高效地吸收冲击能量。因此，本实施方式的特征之一在于，即便是开口截面也能够稳定地吸收冲击能量。此外，作为将部件截面设为开口截面的其他效果，还有省略焊接、部件与车身的紧固自由度提高(由于是开口截面，还能够通过L字板进行螺栓紧固等)等。

此外，在重视冲击吸收部件的轻量性与扭转刚性的情况下，优选形成为在部件截面的局部设置有开口部的闭口截面、在侧面设置有空穴的局部开口截面。通过设置闭口截面部，由此扭转刚性增大。本实施方式的冲击吸收部件原本具有即便形成为开口截面也有能力稳定地变形为蛇纹状来进行能量吸收的能力，因此，不需要使开孔后的侧面具有抑制“V字型变形”的程度的强度。其结果是，与由单一金属板构成的冲击吸收部件比较，设计方面的自由度大。

另外，在更加重视冲击吸收部件的扭转刚性、弯曲刚性的情况下，优选将部件截面形成为闭口截面。

此外，对于本实施方式的冲击吸收部件，只要将适当的层叠金属板9加工成具有两条以上棱线的形状而成的部件构成具有最长周长的部件截面的周长的50％以上即可，不需要使构成的材料全部成为层叠金属板9。根据目的不同，也能够将一部分替换为单一金属板。例如，在图1E的帽形状型的冲击吸收部件的情况下，也能够将背板13替换为单一金属板。在进行层叠金属板9彼此的焊接的情况下，有时因焊接时的热输入而导致芯层与表层金属板间的接合被解除。其结果是，必须设定能够使金属板、芯层间再接合的焊接条件，存在难以进行焊接的情况。若将背板13设为单一金属板，则背板13不需要该条件，能够更容易地设定焊接条件。其中，层叠金属板9必须满足该冲击吸收部件的部件截面的最长周长的50％。若将层叠金属板9与单一金属板混合构成，则从层叠金属板9向单一金属板部传播的屈曲褶皱聚集整合，波长增大。在单一金属板超过50％的情况下，聚集的屈曲波长下的变形成为屈曲时的主要变形，能量吸收效率降低。为了减小聚集的屈曲波长下的影响，优选层叠金属板9占截面周长的比例为70％，进一步优选为85％以上。

优选层叠金属板9的表层5A、5B与芯层10的杨氏模量比(E_c/E_f)是1/10～1/100000，杨氏模量比(E_c/E_f)进一步优选为1/10～1/1000。以下说明理由。

若E_c/E_f大于1/10，则芯层10的杨氏模量(E_c)过大，芯层10难以剪切变形，因此推断以比单一材料略小的波长屈曲变形。因此，在利用对上述杨氏模量比的层叠金属板9进行成形加工而成的部件构成的冲击吸收部件中，存在冲击能量吸收效率不大幅提高的可能性。

另外，若E_c/E_f不足1/100000，则芯层10的杨氏模量E_c非常小，因此芯层10容易变形。对于此时的芯层10的变形能量，由于E_c非常小，因此即便变形量大，变形能量也变小。其结果是，表层5A、5B以及芯层10的各变形能量的总和中被芯层10占据的变形能量几乎可以忽略，容易产生减小表层5A、5B的变形能量的变形。换句话说，在E_c/E_f不足1/100000的情况下，推断层叠金属板9以比单一材料略小的波长屈曲变形。因此，在利用对上述杨氏模量比的层叠金属板9进行成形加工而成的部件构成的冲击吸收部件中，存在冲击能量吸收效率不大幅提高的可能性。

此外，在E_c/E_f不足1/1000的情况下，对于利用对层叠金属板9进行成形加工而成的部件构成的冲击吸收部件1，即便能够减小屈曲波长，有时也因E_c的降低而使得屈曲变形时的最大负载Pm_i变小。其结果是，有时平均负载W降低。

根据以上情况，优选层叠金属板9的表层5A、5B与芯层10的杨氏模量比(E_c/E_f)是1/10～1/100000，进一步优选为杨氏模量比(E_c/E_f)是1/10～1/1000。

此外，优选将由层叠金属板9构成的部件的棱线3的间隔设为10mm以上。在使芯层10的杨氏模量处于上述范围的情况下，根据上述理由，能够使屈曲波长特别小，大多达到10mm以下。因此，即便使棱线3的间隔达到10mm以上，也能够使冲击吸收部件1的屈曲波长在10mm以下。若层叠金属板9的表层5A、5B与芯层10的杨氏模量比(E_c/E_f)是1/10～1/100000，则更容易实现。若能够增大两条棱线的间隔，则制造该冲击吸收部件时的加工变容易。另一方面，在利用单一金属板构成的情况下，屈曲波长与两条棱线的间隔相等。因此，为了使屈曲波长低于10mm，必须使两条棱线的间隔低于10mm。本实施方式的特征之一在于，通过利用适当的层叠金属板9构成，能够进一步减少形状限制。

另外，优选构成本实施方式的冲击吸收部件的层叠金属板9的表层5A、5B的板厚(t_f)与芯层10的板厚(t_c)的板厚比(t_c/t_f)在10.0以下。另外，虽然t_c/t_f因构成层叠金属板9的表层5A、5B以及芯层10的比重而略有不同，但考虑到层叠金属板9的轻量性，优选t_c/t_f在2.0以上，进一步优选为3.5以上。

在板厚比(t_c/t_f)超过10.0倍的情况下，与表层5A、5B相比，芯层10非常厚，因此层叠金属板9的刚性与表层5A、5B的刚性产生较大的背离。其结果是，屈曲变形时的表层5A、5B彼此间容易产生对称的变形。

具体而言，在板厚比(t_c/t_f)为10.0以下的情况下，层叠金属板9的刚性与表层5A、5B的刚性之差比较小。因此，层叠金属板9形成与一张单一材料的板相同的弯曲变形。换句话说，相对于表层5A向外侧方向弯曲变形，表层5B向芯层10方向弯曲变形，由此表层5A、5B进行非对称的弯曲变形(图9A)。

另一方面，在板厚比(t_c/t_f)超过10.0的情况下，如图9B所示，相对于表层5A向外侧方向弯曲变形，表层5B也向外侧方向弯曲变形。其结果是，层叠金属板9产生向板厚方向鼓起(打开灯笼)的变形，产生表层5A、5B与芯层10的剥离部9a。因此，在向通过对层叠金属板9进行成形加工而构成的冲击吸收部件加载高度方向的冲击负载的情况下，存在无法获得稳定的蛇纹状的挤压变形的可能性。

在板厚比(t_c/t_f)不足2.0的情况下，相对于层叠金属板9的厚度，表层5A、5B的厚度所占的比例在50％以上。由于表层5A、5B与芯层10相比，比重更大，因此层叠金属板9的质量大幅增大。其结果是，存在无法实现利用该层叠金属板9构成的冲击吸收部件的足够的轻量化的可能性。

如上，优选构成本实施方式的冲击吸收部件的层叠金属板9的表层5A、5B与芯层10的板厚比(t_c/t_f)在10.0以下，更优选为7.0以下，进一步优选为5.0以下。

本实施方式的表层5A、5B不特别限定，能够使用碳钢、铝、钛、铜、镁以及它们的合金等的金属板。具体而言，若使用钢板，例如能够使用镀锡铁，镀锡薄钢板、电解铬酸处理钢板(无锡镀层钢板)、镀镍钢板等罐用钢板、熔融镀锌钢板、熔融镀锌铁合金钢板、熔融镀锌铝镁合金钢板、熔融镀铝硅合金钢板、熔融镀铅锡合金钢板等熔融镀层钢板、电镀锌钢板、电镀锌镍钢板、电镀锌铁合金钢板、电镀锌铬合金钢板等电镀钢板等的表面处理钢板、冷轧钢板、热轧钢板、不锈钢板等。

此外，在由相同种类的金属板、且是杨氏模量相同程度的不同性质的金属板构成的表层5A、5B之间，还能够层叠芯层10。具体而言，在需要弯曲加工、拉深加工等的用途中，也能够采用在强度不同的钢板间层叠芯层10，在曲率半径小且加工严格的面使用软钢，在另一方的面为了确保强度而使用高张力钢等做法。此外，在表层5A、5B的两张的金属板的杨氏模量不同的情况下，本说明书中规定的杨氏模量比(E_c/E_f)的E_f采用杨氏模量小的表层的值。

另外，为了提高紧贴力、耐腐蚀性，也能够在本实施方式的表层5A、5B的表面实施公知的表面处理。作为这样的表面处理，例如能够列举出镀铬处理(反应型、涂覆型、电解)以及无铬处理、磷酸盐处理、有机树脂处理等，但不限定于这些处理。

更优选的表层5A、5B的厚度为0.2mm以上。若表层5A、5B的厚度不足0.2mm，则在进行制造冲击吸收部件过程中的弯曲加工时，容易产生表层5A、5B的断裂，有时无法获得所希望的截面形状。另一方面，若表层5A、5B的厚度超过2.0mm，则轻量化效果容易变得不足。从轻量化的观点出发，优选表层5A、5B的厚度为2.0mm以下。

另外，接合层叠在芯层10的上下的表层5A、5B的厚度也可以上下不同。例如，为了防止所述的弯曲加工时的表层5A、5B的断裂，也能够使产生拉伸变形的表层增厚。其中，在改变表层5A、5B的厚度的情况下，优选增厚的表层的厚度(T_L)与另一方的表层的厚度(T_s)的板厚比(T_L/T_S)是1～1.5。其原因在于，在增厚的表层的厚度(T_L)与另一方的表层的厚度(T_s)的板厚比(T_L/T_S)超过1.5的情况下，不仅导致层叠金属板9的大幅增重，还存在对该层叠金属板9进行成形加工而构成的冲击吸收部件无法获得稳定的蛇纹状的挤压变形的可能性。

此外，在设置于芯层10的上下的表层5A、5B的厚度上下不同的情况下，将厚度大的表层的厚度(T_L)设为所述的表层5A、5B与芯层10的板厚比(t_c/t_f)的厚度(t_f)。

接下来，对本实施方式的层叠金属板9的芯层10进行说明。若芯层10是杨氏模量不足表层5A、5B的杨氏模量(E_f)的板状层，则不特别限顶定，能够适当选择公知的材料。具体而言，作为芯层10的材质，能够列举出Al合金、钛、铜等金属、以及陶瓷、树脂、纤维强化树脂、纸等非金属材料。

此外，作为芯层10，能够列举出上述材料以及Fe合金、不锈钢等付与了公知构造的材料，例如能够列举出网状构造体、蜂窝构造体、扩大体(expand)等具有空穴的构造体、波型构造体、波纹构造体、辊构造体、发泡体等。

另外，作为芯层10，还能够列举出组合两种以上上述材料并复合化而成的芯层，例如能够列举出在蜂窝构造体的空穴中填充有发泡树脂的复合材料、将树脂片与网状构造体依次层叠而成的复合材料等。此外，在将组合两种以上并复合化的材料作为芯层10的情况下，复合体的杨氏模量是芯层10的杨氏模量(E_c)。

此外，在作为芯层10而使用绝缘物的树脂等的情况下，通过在树脂中含有铝粉、铝合金粉、镍粉、锌粉、Fe系金属粉(Fe－Si合金、Fe－Cr合金、Fe－Co合金、Fe－Mn等)、电阻率为1.0×10^－7～1.9×10^－4Ω·cm的硼化物、碳化物、氮化物、硅化物等非氧化物陶瓷颗粒，能够在确保焊接性的基础上确保必要的导电性。

接下来，对本实施方式的表层5A、5B与芯层10的接合进行说明。接合材料以及接合方法不特别限定，能够使用公知的接合材料以及接合法。例如，接合材料之后详细叙述，能够列举出粘合剂、导电性粘合剂、钎料，作为接合方法，能够列举出粘合接合、钎焊、焊接等。

对于层叠金属板9，也可以在金属板(表层5A、5B)之间配置金属网30，在缝隙中填充接合剂37(参照图17)。换言之，也可以通过金属网30以及接合剂37构成芯层10。作为接合剂37，能够列举出聚酯树脂、导电性粘合剂等。由于该金属网30周期性地构成，因此该层叠金属板9可以认为截面是相同的。此外，该周期不限于恒定，也可以是变化的。

优选构成本实施方式的冲击吸收部件的层叠金属板9的表层5A、5B与芯层10以5MPa以上的剪切粘合强度接合，更优选为25MPa以上。这里，剪切粘合强度指的是表层5A、5B与芯层10剥离时的最大负载除以接合的面积的值。

在构成本实施方式的冲击吸收部件的层叠金属板9的表层5A、5B与芯层10的剪切粘合强度不足5MPa的情况下，在加载冲击负载时，在芯层10的两面的表层5A、5B产生剥离，担心层叠金属板9形成为一体而无法变形。其结果是，在该冲击吸收部件中，存在无法获得稳定的蛇纹状的挤压变形的可能性。

另外，为了在该冲击吸收部件的挤压变形时，防止产生于层叠金属板9的剪切力所导致的芯层10的两面与表层5A、5B的剥离，更优选将剪切粘合强度设为25MPa以上。此外，剪切粘合强度能够通过基于JIS-K6850的拉伸剪断测试进行评价。

优选构成本实施方式的冲击吸收部件的层叠金属板9的表层5A、5B与芯层10的接合层叠例如是通过接合层7A、7B进行的接合。接合层7A、7B通过公知的接合材料形成，例如，也可以利用粘合剂、钎料、导电性粘合剂等形成。

作为钎料，例如能够列举出由铅、锡、锑、镉、锌等的合金构成的软钎料(焊锡)、Ni－Cr类的钎料、铜钎料、金钎料、钯钎料、银钎料、铝钎料等硬钎料等。

作为导电性粘合剂，例如能够列举出在后述的粘合剂中添加规定量的铝粉、镍粉、铁粉等金属粉而成的粘合剂等。此外，优选导电性粘合剂的电阻率为1.0×10^－3～1.0×10^－4Ω·cm，以使得焊接稳定。

由于层叠金属板9的表层5A、5B与芯层10的接合层叠是基于钎料或导电性粘合剂的接合，因此在芯层10是导电材料的情况下，能够确保层叠金属板9的焊接性，能够通过焊接等方法制造冲击吸收部件。

另外，优选作为层叠金属板9的表层5A、5B与芯层10的接合部的剪切强度在5MPa以上，更优选为25MPa以上。在接合部的剪切强度不足5MPa的情况下，因剪切力而在接合部产生破坏(聚集剥离)。其结果是，在该冲击吸收部件中，存在无法获得稳定的蛇纹状的挤压变形的可能性。另外，为了在该冲击吸收部件的挤压变形时，防止产生于层叠金属板9的剪切力所导致的接合部的聚集剥离，优选将接合部的剪切强度设为25MPa以上。

在通过粘合接合进行表层5A、5B与芯层10的接合的情况下，作为接合材料而使用粘合剂，但为了在加工后也保持耐热形状稳定性，优选粘合剂的100℃～160℃下的贮存弹性模量G’为0.05MPa以上且100GPa以下。在贮存弹性模量G’不足0.05MPa的情况下，基于将层叠金属板9成形为冲击吸收部件的情况下产生的表层/粘合剂界面的残留应力，当将层叠金属板9的成形品加热至该温度(100℃～160℃)时，接合部发生蠕变变形，存在接合部破坏或引起以接合部作为起点的剥离的情况。为了更可靠地防止接合部的蠕变变形，更优选G’为1.0MPa以上，进一步优选G’为5MPa以上。另一方面，在G’超过100GPa的情况下，常温的GG’进一步增大，因此，加工追随性降低并在加工时发生破坏，担心容易产生以接合部作为起点的剥离。此外，粘合剂的贮存弹性模量G’能够通过在频率0.1～10Hz下测定的粘合剂的贮存弹性模量的最大值进行评价。在热固化性粘合剂的情况下，使用付与与层叠条件相同的热史而交联固化了的粘合剂膜，在热塑性粘合剂的情况下，成形为粘合剂膜，能够通过公知的动态粘弹性测定装置进行测定。

此外，优选粘合剂的100℃～160℃下的损失弹性模量G”与贮存弹性模量G’之比tanδ(＝G”/G’)为tanδ＜1，更优选为tanδ＜0.8，进一步优选为tanδ＜0.5，尤其优选为tanδ＜0.1。tanδ越小，即便进行加热也能够抑制残留应力所导致的接合部的蠕变变形，越能够使形状稳定。在tanδ≥1的情况下，若将加工品加热至100℃～160℃，则接合部粘性流动，存在形状变得不稳定或发生蠕变变形破坏并剥离的可能性。

另外，作为粘合剂，例如能够使用环氧类粘合剂、丙烯酸系粘合剂、以及聚氨酯系粘合剂等。从确保粘合剂的耐热性以及耐老化性的观点出发，优选以环氧树脂作为基材的构造用粘合剂，其中，从处理性的方面来看，进一步优选预先混合有固化剂的单组份加热固化型粘合剂。

另外，在芯层10是导电性材料的情况下，也能够通过焊接来进行表层5A、5B与芯层10的接合。虽能够使用公知的焊接法，但作为具体的焊接法，例如能够列举出点焊、缝焊等接触焊接、电子束焊接、激光焊接、电弧焊等。

此外，作为表层5A、5B与芯层10的接合方法，从确保层叠金属板9的生产性以及焊接性的立场出发，尤其优选的是通过熔点为400℃以下的钎料(例如焊锡等)、或具有耐热性的导电性粘合剂进行的接合。

接下来，对本实施方式的冲击吸收部件的制造法进行说明。冲击吸收部件只要通过公知的方法制造即可，但不限定于指定的制造方法。例如，也可以通过对层叠金属板9进行冲压弯曲、拉深、辊轧成形等加工中的一种或多种来制造冲击吸收部件。

另外，关于使用两张以上的板制造冲击吸收部件时的板彼此的接合方法，只要通过公知的接合方法进行制造即可，不限定于指定的接合方法。例如，也可以通过点焊、缝焊等接触焊接、电子束焊接、激光焊接、电弧焊等焊接、使用螺栓等的机械接合、使用粘合剂的粘合、使用钎料的钎焊等将板彼此接合，进而将冲击吸收部件接合。

以上，对本实施方式的层叠金属板9的结构详细地进行了说明，接着，对具有上述结构的层叠金属板9的制造方法进行详细说明。

本实施方式的层叠金属板9能够应用公知的层叠方法来制造。具体而言，能够通过以下工序等制造。

根据需要在芯层10的两面涂覆接合材料(粘合剂、钎料等)，依次层叠表层5A、芯层10、表层5B，在常温下加压，或一边加热一边加压。或者，也能够在表层5A、5B的单面涂覆接合剂，在涂覆后的面彼此间夹住并层叠芯层10，在常温下加压进行制造，或一边加热一边加压进行制造。

另外，接合材料、接合方法的具体例如上所述，这里省略详细说明。

对于本实施方式，由于至少具有两条棱线3，因此存在两端被棱线3支承(非自由端)的侧面2，能够相对于冲击负载稳定地屈曲。此外，由于该冲击吸收部件利用由层叠金属板9构成的部件形成，且该层叠金属板9通过将适当的杨氏模量和密度的芯层10层叠在表层5A、5B之间而成，因此，能够一边维持轻量性一边使板厚增厚。由此，能够增大弯曲刚性。此外，由于加工为具有棱线，因此能够形成刚性高的拐角部。其结果是，能够实现较高的屈曲变形时的最大负载Pm_i。此外，所述的层叠金属板9进行与弹性弹簧所限制的两张金属板等效的屈曲变形。因此，如上述那样，能够以与单一金属板相比较小的波长屈曲变形，能够增加屈曲变形次数n。此外，由于能够以小波长屈曲，因此变形中的轴向偏移也较少，对于相对于冲击吸收方向从斜向输入的冲击负载，也能够高效地吸收能量。

另外，由于本实施方式的冲击吸收部件具有上述特点，因此，用于体现功能的形状限制也比较少。能够根据目的适当地选择方式。具体而言，例如能够列举出将部件截面形成为开口截面而实现轻量化的方式、在侧面设置开孔部而确保轻量化与扭转刚性的方式、以及将部件截面形成为闭口截面而确保弯曲刚性、扭转刚性的方式等。

另外，作为本实施方式的冲击吸收部件的应用，能够列举出中空的长条状的骨架部件(例如汽车的前侧梁)。例如图10所示，对由金属板构成的冲击吸收部件31与本实施方式的冲击吸收部件1进行焊接或粘合接合，在多个屈曲诱发部(槽17)之间(由图10中的虚线包围的区域)配置本实施方式的冲击吸收部件1，形成长条状的骨架部件。由于在沿骨格部件的长度方向加载冲击负载时，本实施方式的冲击吸收部件稳定地进行蛇纹状的挤压变形，因此该长条状的骨格部件能够获得足够的冲击吸收效果。

基于上述的特性，本实施方式的冲击吸收部件不仅适合用于普通轿车，还适合用于包括小型汽车到卡车、公交车等大型车在内的所有汽车、电车等的输送设备的冲击吸收部件。

以上，参照附图说明了本发明的优选实施方式，但无需言及，本发明不限定于该例。对于本领域技术人员，显然能够在权利要求书所记载的范围内想到各种变更例或者修正例，应当知晓，这些例子当然也属于本发明的技术范围。

[第一实施例]

以下，通过实施例、比较例更具体地说明本发明。

(所使用的层叠金属板的结构与制造方法)

作为本发明的实施例以及比较例，制造表1所示的表层与芯层结构的层叠金属板。另外，在表层与芯层的接合中，使用构造用粘合剂(基材：环氧树脂，涂覆量200g/m²)、瞬间粘合剂(基材：氰基丙烯酸乙酯粘合剂，涂覆量200g/m²)、钎料(低温钎料，Sn－Pb系，熔点183℃，使用量15g/m²)。

[表1]

对于层叠金属板A～D、G、H、J，作为接合材料而使用构造用粘合剂，在表层上依次层叠接合材料、芯层、接合材料、表层，并在真空下加热至180℃。接下来，在压接力10～40kgf/cm²(0.98～3.92MPa)下对层叠后的表层、接合材料以及芯层进行20分钟加热压接，之后冷却至常温并向大气开放，获得表1所示的各层叠金属板。

另外，对于层叠金属板E，作为接合剂而使用瞬间粘合剂，在不对层叠后的表层、接合材料以及芯层进行加热的情况下，在压接力10～40kgf/cm²下进行加压，由此制造层叠金属板E。

另外，对于层叠金属板F，作为接合剂而使用钎料，将层叠后的表层、接合材料以及芯层加热至300℃，在压接力10～40kgf/cm²下加热压接20分钟，之后冷却至常温并向大气开放，制造层叠金属板F。

另外，对于层叠金属板I，作为接合材料而使用在构造用粘合剂中添加Al粉至电阻率达到0.5×10^－3Ω·cm的粘合剂，在表层上依次层叠接合材料、芯层、接合材料、表层，在真空下加热至180℃。接下来，在压接力10～40kgf/cm²(0.98～3.92MPa)下对层叠后的表层、接合材料以及芯层进行20分钟加热压接，之后冷却至常温并向大气开放，获得层叠金属板。

另外，对于层叠金属板K，将添加Al粉至电阻率达到0.5×10^－3Ω·cm的聚酯树脂使用于芯层，作为接合材料而使用在构造用粘合剂中添加Al粉至电阻率达到0.5×10^－3Ω·cm的粘合剂，在表层上依次层叠接合材料、芯层、接合材料、表层，并在真空下加热至180℃。接下来，在压接力10～40kgf/cm²(0.98～2.92MPa)下对层叠后的表层、接合材料以及芯层进行20分钟加热压接，之后冷却至常温并向大气开放，获得层叠金属板。

作为比较例，使用980MPa级的高张力钢板(板厚：1.0mm)。

此外，使用于芯层的金属网的原料素线是线径的钢线材，网格间隔(线材间的缝隙)是1.6mm。另外，关于所使用的树脂，通过以基于ASTM－D638的拉伸试验测定杨氏模量。另外，各层叠金属板的剪切粘合强度通过基于JIS－K6850的拉伸剪断测试进行测定。

(碰撞性能评价试验)

为了验证本发明的冲击吸收部件的效果而进行下述的落重试验。使用表1的结构的层叠金属板，通过基于屈曲机的弯曲加工进行成形，制作图11A、图11B所示的长度200mm的帽形状截面(开口截面)的冲击吸收部件。

对于实施例2、13以及比较例4的冲击吸收部件，如图12A、图12B所示那样，通过设置于开口截面构造的帽形材料11的凸缘12对由层叠金属板构成的背板13进行点焊，封堵开口截面构造的帽形材料11的开口部，形成闭口截面构造。

对于实施例10的冲击吸收部件，通过如图13所示那样利用点焊将进行成形加工后的部件彼此接合，以使其具有六条棱线3，将表1的层叠金属板F形成为多边形闭口截面形状。

在制作实施例11的冲击吸收部件时，如图14所示，首先制作图11A、图11B所示的长度200mm的帽形状截面的部件。之后，通过设置于帽形材料11的凸缘12，以横截面形状的一部分形成为开口截面形状的方式，利用点焊以22mm的间隔局部安装由层叠金属板构成的宽度22mm的背板13，制成冲击吸收部件。

对于实施例12的冲击吸收部件，将层叠金属板I加工成图11A、图11B所示的帽形状截面，以590MPa级的高张力钢(1.0mm)作为背板13，利用点焊如图12A，图12B所示那样制作闭口截面构造的冲击吸收部件。

对于比较例2的冲击吸收部件，如图15A、图15B所示，将表1的层叠金属板F成形为直径70mm的圆筒，通过激光焊接将端部15彼此接合，形成为圆筒状。

对于比较例3的冲击吸收部件，如图16A、图16B所示，对表1的层叠金属板A进行弯曲成形，形成为L字型形状。

冲击吸收部件通过夹具固定在与锤所碰撞的端部相反侧的端部。并且，通过使质量为120kg的锤从3.5m的高度自由落下，由此锤在轴向上以30km/h的速度与冲击吸收部件的碰撞端侧碰撞。

另外，在加载斜向负载的情况下，将冲击吸收部件固定于倾斜10°的台，以与上述相同的顺序实施落重试验。

(评价)

＜碰撞性能的评价＞

根据落重试验时的负载－位移曲线，计算挤压至100mm的冲击吸收能量。此外，为了评价部件的轻量性，使冲击吸收能量除以部件的质量，以单位质量的冲击吸收能量进行比较评价。

另外，对于加载斜向负载的情况下的冲击吸收能量，由于以从轴向倾斜10°的方式加载负载，因此根据修正倾斜部分后的负载－位移曲线进行计算。

＜屈曲波长以及变形形态的评价＞

根据落重试验时的位移(通过锤压入冲击吸收部件的量)－负载曲线计算屈曲波长。

具体而言，在每个负载上下移动的周期中，测定负载开始上升时的位移与负载达到最小时的位移。接下来，通过从负载达到最小时的位移减去负载开始上升时的位移，由此计算每个周期的屈曲波长。同样地在各周期中计算屈曲波长，最后使屈曲波长平均化，计算出平均屈曲波长。以该平均屈曲波长作为本发明的实施例的屈曲波长进行评价。将试验结果示于表2以及表3。

[表2]

[表3]

此外，表2的变形形态一栏中的“A”表示产生了稳定的蛇纹状的挤压变形，“B”表示产生了在部件整体产生的挤压变形中的一部分的屈曲波长大的部位。另外，“C”表示产生以变形初期产生的第一次的屈曲部位作为起点而部件整体弯折成“V字”的变形。

如表2所示，对于实施例1～13的冲击吸收部件，单位质量的冲击吸收能量＞6.6，与比较例4的由高张力钢构成的冲击吸收部件比较，显示出高冲击能量吸收能力，可知为在轻量性方面优秀。具体而言，在比较实施例1与比较例4的情况下，在获得相同的冲击吸收能量的情况下，实施例1的冲击吸收部件相对于比较例4能够实现接近40％的轻量化。

此外，实施例1～13的冲击吸收部件的平均屈曲波长为7.1mm～9.8mm，全部在10mm以下，可知与比较例4～5的由高张力钢构成的冲击吸收部件的平均屈曲波长相比非常小。

进一步，如表3所示，从轴向施加冲击负载的情况与从斜方向施加冲击负载的情况的单位质量的冲击吸收能量以及屈曲波长大致相等。另一方面，对于比较例4的冲击吸收部件，在进行与上述相同的比较的情况下，可知冲击吸收能量以及屈曲波长不同。因此，在本发明的实施方式中，可知即便负载的输入方向略微变化，由于以小屈曲波长进行稳定的蛇纹状的挤压变形，能够实现高冲击吸收能力。

另外，实施例2与比较例4的冲击吸收部件形状是相同的，但屈曲波长不同。比较例4的冲击吸收部件的屈曲波长与部件的棱线的间隔大致相等，可知屈曲波长取决于棱线的间隔。另一方面，实施例2的冲击吸收部件的屈曲波长与部件的棱线的间隔不一致，可知由层叠金属板构成的冲击吸收部件与棱线的间隔无关，能够减小屈曲波长1。

实施例1、3～8的冲击吸收部件全部是图11A、图11B所示的开口截面形状。实施例2、10、13的冲击吸收部件全部是图12A、图12B以及图13所示的闭口截面形状。实施例11的冲击吸收部件是图14所示的局部开口截面形状。在这些冲击吸收部件中，全部获得稳定的蛇纹状的挤压变形。换句话说，可知对于由层叠金属板构成的冲击吸收部件，无论是何形状的部件，均能够获得稳定的蛇纹状的挤压变形。

另外，比较实施例1、实施例2以及实施例11，可知对于单位质量的冲击吸收能量，实施例1(全开口截面形状)＞实施例11(局部开口截面形状)＞实施例2(全闭口截面形状)。可以认为其原因在于，由于采用局部闭口截面构造或全闭口截面构造，通过凸缘12点焊后的背板13对于冲击吸收能量的帮助较小，无法获得重量相应增加的效果。

实施例8是本发明的实施方式中的、屈曲波长最小且单位质量的冲击吸收能量也比较小的情况。认为由于一次屈曲变形时的最大负载较小，平均负载也变小，因此无法有效对增大冲击能量吸收量。

在实施例9中，构成冲击吸收部件的层叠金属板的表层与芯层的杨氏模量比(E_c/E_f)不足1/10000。因此，与实施例1～8、10、11比较，推断屈曲波长不会增大。

在实施例5中，构成冲击吸收部件的层叠金属板的表层与芯层的板厚比(t_c/t_f)超过10倍。因此，虽然显示出良好的能量吸收能力，但是随着挤压变形的推进，因表层的剥离而局部产生不稳定的挤压变形。但是，可知部件整体显示出良好的变形形态。

测定接合部的剪切粘合强度，结果是可知，构成实施例1～5、7～11的冲击吸收部件的层叠金属板的剪切粘合强度超过25MPa，构成实施例6的冲击吸收部件的层叠金属板的剪切粘合强度是15MPa。因此，虽然显示出良好的能量吸收能力，但随着挤压变形的推进，因表层的剥离而局部产生不稳定的挤压变形。但是，推断部件整体显示出良好的变形形态。

实施例2、10、11、12、13的冲击吸收部件通过层叠金属板彼此的点焊而接合并制造。由于构成所述冲击吸收部件的层叠金属板的表层与芯层的接合层叠是基于钎料或导电性粘合剂的接合，因此能够确保良好的导电性，能够进行基于点焊的接合。

对于实施例12的冲击吸收部件，虽然仅背板用单一金属板替换，但由于具有最长周长的部件截面的周长的60％被层叠金属板占据，因此与其他实施例相同地以小波长产生稳定的蛇纹状的挤压变形。

构成比较例1的冲击吸收部件的层叠金属板的芯层的杨氏模量与表层的杨氏模量相等。因此，与比较例5的由高张力钢构成的冲击吸收部件相同，屈曲波长较大，产生以变形初期产生的第一次的屈曲部位为起点，部件整体弯折的变形。

比较例2的冲击吸收部件与实施例比较，单位质量的冲击吸收能量较小。认为由于冲击吸收部件的形状是不存在棱线的圆筒状，因此屈曲波长小，与实施例比较最大负载较小，故而无法有效地增大冲击能量吸收量。

对于比较例3的冲击吸收部件，由于呈仅有一条棱线的L字形状，因此不会稳定地产生屈曲变形，因拐角扩展这样的变形(图5)而产生冲击吸收部件扭转这样的变形。

这样，满足本发明的结构的由层叠金属板构成的冲击吸收部件在轻量性方面优秀。另外，由于与冲击负载的输入方向无关，最大负载均较高，以小屈曲波长进行稳定的蛇纹状的挤压变形，从而能够实现高冲击能量吸收，显示出良好的碰撞性能。

[第二实施方式]

(概要)

本实施方式的冲击吸收部件由对层叠金属板进行成形加工而成的部件构成，该层叠金属板在芯层的两面接合层叠有与芯层相比杨氏模量较大的金属板构成的表层，且层叠金属板的表层的板厚(t_f)与芯层的板厚(t_c)的板厚比(t_c/t_f)是2.0～7.0，且层叠金属板的截面是相同的。该冲击吸收部件即便是简单形状，冲击能量吸收效率也较高，能够实现大幅的轻量化。

具体而言，对于层叠金属板，通过将该层叠金属板的表层的板厚(t_f)与芯层的板厚(t_c)的板厚比(t_c/t_f)设为2.0～7.0，能够进一步减小屈曲波长。因此，能够提高由这样的层叠金属板形成的冲击吸收部件的冲击能量吸收效率。

另外，对于本实施方式的冲击吸收部件，能够仅基于层叠金属板的表层的板厚(t_f)与芯层的板厚(t_c)的板厚比(t_c/t_f)来提高冲击能量吸收效率。因此，不需要复杂地加工冲击吸收部件的形状，能够使形状进一步简化。此外，由于无需为了进一步减小屈曲波长而改变层叠金属板的表层以及芯层的杨氏模量，因此，无需改变冲击吸收部件的强度就能够提高冲击能量吸收效率。

以下，从能够减小屈曲波长的机理的观点出发，对构成冲击吸收部件的层叠金属板进行说明。

在芯层的两面接合层叠有表层的层叠金属板中，如上所述那样确定屈曲变形时的屈曲波长，使得芯层的变形能量U_c与表层的变形能量U_f之和最小。这里，芯层的变形能量U_c、以及表层的变形能量U_f用以下的式(2)、(3)表示。

U_c＝E_c/2.6×V_c×γ   ···式(2)

U_f＝E_f×V_F×ε        ···式(3)

此外，在所述的式(1)、(2)中，E_c表示芯层的杨氏模量，V_c是与芯层的变形相关的体积，γ表示芯层的变形量。另外，E_F表示表层的杨氏模量，V_F表示与表层的变形相关的体积，ε表示表层的变形量。此外，相对于表层的变形是弯曲变形，芯层的变形是剪切变形，因此将杨氏模量除以2.6而得到剪切变形的弹性模量。

在芯层进行剪切变形的情况下，如在第一实施方式中参照图4A～4E说明那样，基本上依然是屈曲波长越小，芯层的变形能量Uc越小，屈曲波长越大，表层的变形能量U_f越小。因此，优选为了减小屈曲波长而设为U_c＞＞U_f，在变形能量的和中使芯层的变形能量Uc起决定性作用。

例如，在层叠金属板的表层与芯层的比例相等的情况下，控制芯层以及表层的杨氏模量E_c以及E_f，若要实现U_c＞＞U_f，则必须使E_c与E_f接近。然而，E_c与E_f之差越小，层叠金属板的轴向挤压变形时的变形行为越是接近单一材料的金属板，因此存在偏离上述的理论，屈曲波长的减少幅度变小的问题。另外，在增大Ec的情况下，芯层的密度也大多增高，层叠金属板的质量增加。另一方面，冲击吸收部件安装于为了确保油耗效率而要求轻量化的汽车等上。因此，该层叠金属板不适合构成该冲击吸收部件。

因此，在构成本实施方式的冲击吸收部件的层叠金属板中，通过在所述式(2)、(3)中对控制U_c以及U_f的另一个参数即V_c以及V_f进行控制，由此实现U_c＞＞U_f。具体而言，通过增加层叠金属板中的芯层的比例(即，板厚)，由此增大V_c并且减小V_f。其结果是，对于层叠金属板，能够相对于表层的变形能量U_f增大芯层的变形能量U_c。因此，本实施方式的冲击吸收部件能够进一步减小轴向挤压变形时的屈曲波长。

(冲击吸收部件的结构)

以下，参照图3、图18A以及18B，对冲击吸收部件的结构进行说明。图3是示出层叠金属板9的结构的剖视图。由于该层叠金属板9与第一实施方式相同，因此省略相同内容的说明。图18A是示出冲击吸收部件的形状的一例的立体图。图18B是示出冲击吸收部件的形状的另一例的立体图。

在层叠金属板9中，表层5A、5B的板厚(t_f)与芯层10的板厚(t_c)的板厚比(t_c/t_f)是2.0～7.0。如通过后述的第二实施例证实那样，在该板厚比(t_c/t_f)是上述范围的值的情况下，本实施方式的冲击吸收部件能够减小其屈曲波长。

具体而言，在板厚比(t_c/t_f)不足2.0的情况下，在轴向挤压变形时的变形能量中，芯层10的变形能量所起的帮助变小，无法减小屈曲波长。另外，在板厚比(t_c/t_f)超过7.0的情况下，由于芯层10相对于表层5A以及6B非常厚，因此在表层5A、5B与芯层10之间，刚性产生较大的背离。因此，冲击吸收部件存在接合层7A、7B被破坏，无法稳定地进行蛇纹状的轴向挤压变形的可能性。

另外，在层叠金属板9中，表层5A、5B的板厚(t_f)与芯层10的板厚(t_c)的板厚比(t_c/t_f)也可以优选为3.5～5.0。在该板厚比(t_c/t_f)是上述范围的值的情况下，本实施方式的冲击吸收部件能够进一步减小其屈曲波长，能够稳定地引起蛇纹状的轴向挤压变形。具体而言，在板厚比(t_c/t_f)是3.5～5.0的情况下，轴向挤压变形时的芯层10的变形能量与表层5A、5B的变形能量的平衡适当，因此能够进一步减小屈曲波长。

另外，在层叠金属板9中，表层5A、5B的杨氏模量E_f与芯层10的杨氏模量E_c的杨氏模量比(E_c/E_f)也可以是1/10～1/1000。在该杨氏模量比(E_c/E_f)是该范围的值的情况下，本实施方式的冲击吸收部件能够提高冲击能量吸收效率。

具体而言，在杨氏模量比(E_c/E_f)不足1/1000的情况下，虽然层叠金属板9能够减小冲击吸收部件的屈曲波长，但是因E_c降低而导致屈曲变形时的平均负载W降低，从而冲击能量吸收效率降低，故而不优选。另外，在杨氏模量比(E_c/E_f)超过1/10的情况下，芯层10的杨氏模量E_c大，难以进行剪切变形。因此，轴向挤压变形时的行为接近单一材料的金属板，无法减小屈曲波长，故而不优选。此外，杨氏模量例如能够通过基于ASTM－D638的拉伸试验等进行测定。

另外，对于接合层7A、7B，为了控制由芯层10与接合层7A、7B构成的层的剪切变形，优选剪切弹性模量是30～500MPa。在该剪切弹性模量不足30MPa的情况下，接合层7A、7B过度剪切变形，从而存在表层5A、5B相互独立地变形的可能性，难以产生稳定的屈曲变形，故而不优选。另外，在剪切弹性模量超过500MPa的情况下，由于难以产生由芯层10与接合层7A、7B构成的层的剪切变形，因此存在屈曲波长增大的可能性，不优选。此外，所述的剪切弹性模量能够通过基于JIS－K6850的拉伸剪断测试进行测定。

(冲击吸收部件的形状)

接下来，对本实施方式的冲击吸收部件的形状进行说明。如图18A以及图18B所示，冲击吸收部件20A、20B例如成形加工成具有至少四条棱线的形状。

具体而言，如图18A所示，冲击吸收部件20A也可以形成为将层叠金属板从一端开始依次凹折、凸折、凸折、凹折而成的开口截面构造的帽型形状。

另外，如图18B所示，冲击吸收部件20B也可以形成为将层叠金属板从一端开始依次凸折、凸折、凸折、凸折并通过焊接等将端部彼此接合而成的闭口截面构造的筒型形状。

此外，在冲击吸收部件20A、20B中，棱线方向是冲击吸收方向。

另外，在冲击吸收部件20A、20B中，棱线彼此的间隔也可以分别是50～80mm。这里，棱线彼此的间隔指的是例如图18A以及图18B所示的间隔L。在棱线彼此的间隔包含于该范围的情况下，冲击吸收部件20A、20B能够稳定地以小屈曲波长引起蛇纹状的轴向挤压变形。

具体而言，在棱线彼此的间隔均不足50mm的情况下，形状变复杂，受到形状限制，故而不优选。另外，在棱线彼此的间隔均超过80mm的情况下，刚性减小，进行弹性变形的侧面增多，屈曲波长增大，并且难以稳定地引起蛇纹状的轴向挤压变形，故而不优选。

此外，与第一实施方式相同，本实施方式的冲击吸收部件的形状不限定为例示的形状。

如以上说明那样，对于本实施方式的冲击吸收部件20A、20B，通过将构成该冲击吸收部件20A、20B的层叠金属板9的表层5A、5B的板厚(t_f)与芯层10的板厚(t_c)的板厚比(t_c/t_f)设为2.0～7.0，能够进一步减小屈曲波长，提高冲击能量吸收效率。

另外，对于本实施方式的冲击吸收部件20A、20B，由于不需要使形状变复杂，因此能够以更简单的形状提高冲击能量吸收效率。此外，对于该冲击吸收部件20A、20B，不需要为了进一步减小屈曲波长而进一步降低层叠金属板9的表层5A、5B与芯层10的杨氏模量比。因此，无需改变冲击吸收部件20A、20B的强度，就能够提高冲击能量吸收效率。

[第二实施例]

以下，对本实施方式的冲击吸收部件的第二实施例进行说明。

(层叠金属板的制造)

首先，对表3所示的表层以及芯层进行层叠接合，制造出层叠金属板。另外，在表层与芯层的接合中使用表4所示的接合材料。在表层上依次层叠接合材料、芯层、接合材料、表层，加热至80℃～180℃，在压接力40kgf/cm²(3.92MPa)下加热压接20～30分钟，之后冷却至常温并向大气开放，制造出各实施例以及各比较例的层叠金属板。

[表4]

在表4中使用如下这样的接合，粘合剂1是基材为环氧树脂的粘合剂，涂覆量是200g/m²，加热至180℃，压接力是40kgf/cm²(3.92MPa)，压接时间是20分钟。另外，使用如下这样的接合，粘合剂2是基材为聚氨酯树脂的粘合剂，涂覆量是200g/m²，加热至80℃，压接力是40kgf/cm²(3.92MPa)，压接时间是30分钟。此外，使用如下这样的接合，粘合剂3是使弹性橡胶分散到粘合剂2而成的粘合剂，涂覆量是200g/m²，加热至80℃，压接力是40kgf/cm²(3.92MPa)，压接时间是20分钟。另外，在钎焊中，以15g/m²的使用量使用钎料(低温钎料，Sn－Pb系，熔点183℃)。此外，接合材料的剪切弹性模量通过基于JIS－K6850的拉伸剪断测试进行测定。

另外，在表4中，用作芯层的聚丙烯密度是0.94g/cm³，另外，用作芯层的金属网的线径是线材间的缝隙是1.6mm。此外，如上所述，Ec是芯层的杨氏模量，Ef是表层的杨氏模量，tc是芯层的板厚，tf是表层的板厚。

(碰撞性能评价试验)

接下来，对由如上制造的各实施例以及各比较例的层叠金属板构成的冲击吸收部件进行碰撞性能评价。具体而言，使用表4所示的结构的各实施例以及各比较例的层叠金属板，通过基于屈曲机的弯曲加工进行成形，制造出图11A以及11B所示的长度200mm的帽型形状的冲击吸收部件。图11A是在与作为冲击吸收方向的棱线方向垂直的截面剖切本实施例的冲击吸收部件而得到的剖视图。图11B是其立体图。

通过落重试验进行制造出的冲击吸收部件的碰撞性能评价。具体而言，将冲击吸收部件配置为其棱线方向成为碰撞吸收方向，通过夹具对与锤所碰撞的端部相反侧的端部进行固定。之后，使质量为120kg的錘从3.5m的高度自由落下，由此使该锤以30km/h的速度向冲击吸收部件的碰撞端侧碰撞。

根据上述落重试验中的负载－位移曲线计算挤压至100mm时的冲击能量吸收量。对于冲击能量吸收量，为了评价冲击吸收部件的轻量化，使冲击能量吸收量除以部件的质量，作为单位质量的冲击能量吸收量。

此外，根据落重试验的负载－位移曲线计算平均屈曲波长。具体而言，在每个负载上下移动的周期中，测定负载达到最小时的位移，从此次负载达到极小的位移减去下一次负载达到极小时的位移，由此计算单位周期的屈曲波长。通过相同的方法计算各周期的屈曲波长，取算术平均来计算平均屈曲波长。表5示出如上计算出的单位质量的冲击能量吸收量以及平均屈曲波长的评价结果。此外，在表5中，屈曲形态一栏的“A”、“B”、“C”的含义与表2的变形形态的“A”、“B”、“C”的含义相同。

[表5]

参照表5，可知本发明的实施例101～109的冲击吸收部件相对于比较例101～103的冲击吸收部件，平均屈曲波长减小，单位质量的冲击能量吸收量增加。具体而言，在比较例101以及102中，由于t_c/t_f不足2.0，因此平均屈曲波长增大，冲击能量吸收量减少。另外，在比较例103中可知，虽然t_c/t_f包含于本发明的范围，但由于芯层的杨氏模量与表层的杨氏模量相同，因此显示出实质上与由单一材料构成的冲击吸收部件相同的屈曲变形的行为，平均屈曲波长增大，冲击能量吸收量实际上减少。

另外，在实施例102、103、105～109中可知，由于t_c/t_f包含于本实施方式的优选范围内，因此平均屈曲波长进一步减小，单位质量的冲击能量吸收量进一步增加。另一方面，在实施例101中，由于t_c/t_f不足3.5，因此与实施例102、103、105～109相比，平均屈曲波长增大。另外，在实施例104中，由于t_c/t_f超过5.0，因此屈曲形态形成为“B”。

另外，在实施例101～107、109中可知，由于接合层的剪切弹性模量包含于本实施方式的优选范围内，因此平均屈曲波长进一步减小。另一方面，在实施例108中，由于接合层的剪切弹性模量超过500MPa，因此相对于其他条件相同的实施例105，平均屈曲波长增大，冲击能量吸收量减少。

另外，在实施例101～108中可知，由于芯层以及表层的杨氏模量比(E_c/E_f)包含于本实施方式的优选范围内，因此单位质量的冲击能量吸收量进一步增加。另一方面，在实施例109中，由于芯层以及表层的杨氏模量比(E_c/E_f)不足1×10^－3，因此相对于其他条件相同的实施例105，冲击能量吸收量减少。

此外，对于实施例103、比较例101以及102的层叠金属板，通过模拟改变表层与芯层的杨氏模量比(E_c/E_f)，并且对平均屈曲波长相对于表层与芯层的杨氏模量比(E_c/E_f)的变化进行评价。模拟使用作为非线形解析程序的Marc实施屈曲固有值解析。图19示出其评价结果。这里，图19是示出实施例103、比较例101以及102的冲击吸收部件中的、相对于杨氏模量比(E_c/E_f)的平均屈曲波长的线图。在图19中，纵轴是平均屈曲波长，横轴是杨氏模量比(E_c/E_f)的常用对数。

如图19所示，在实施例103(总厚2.0mm，t_c/t_f＝4.3)中可知，在任一表层以及芯层的杨氏模量比(E_c/E_f)中，相对于比较例101(总厚1.0mm，t_c/t_f＝1.1)，平均屈曲波长均变小。即，在实施例103中可知，由于t_c/t_f包含于本实施方式的范围内，因此与表层以及芯层的杨氏模量比(E_c/E_f)无关，均能够相对于比较例101以及102减小平均屈曲波长。

另外，实施例103以及比较例102的弯曲刚性是9.6×104N·cm²，比较例101的弯曲刚性是1.7×104N·cm²。即，实施例103相对于比较例102，无需降低层叠金属板的强度(具体而言是弯曲刚性)就能够减小平均屈曲波长。

此外，参照图19，实施例103相对于比较例102以及103，特别是在表层以及芯层的杨氏模量比(E_c/E_f)为1×10^－3～1×10^－1的范围内，能够进一步减小平均屈曲波长。具体而言，在表层以及芯层的杨氏模量比(E_c/E_f)超过1×10^－1的情况下，平均屈曲波长的减少量小，故而不优选。另外，在表层以及芯层的杨氏模量比(E_c/E_f)不足1×10^－3的情况下，因芯层的杨氏模量E_c降低而导致屈曲变形时的平均负载W降低，冲击能量吸收效率降低，故而不优选。

接下来，与上述相同，通过使用Marc进行的模拟，对将棱线的间隔L分别设为50mm、65mm、80mm的帽型形状部件中的、平均屈曲波长相对于表层与芯层的杨氏模量比(E_c/E_f)的变化进行评价。图20示出其评价结果。这里，图20是示出相对于冲击吸收部件的形状的平均屈曲波长的线图。在图20中，纵轴是平均屈曲波长，横轴是杨氏模量比(E_c/E_f)的常用对数。

参照图20可知，在冲击吸收部件的棱线的间隔L是50～80mm的情况下，在本实施方式优选的杨氏模量比(E_c/E_f)的范围即1×10^－3～1×10^－1中，平均屈曲波长更明显地降低。另一方面，在棱线的间隔L超过80mm的情况下，平均屈曲波长增大，并且难以稳定地引起蛇纹状的轴向挤压变形，故而不优选。另外，在棱线的间隔L不足50mm的情况下，冲击吸收部件的形状变复杂，受到形状限制，故而不优选。

根据以上结果可知，根据本实施方式的冲击吸收部件，通过利用在芯层的两面接合层叠由与芯层相比杨氏模量较大的金属板构成的表层、且表层的板厚t_f与芯层的板厚t_c设为2.0～7.0的层叠金属板构成冲击吸收部件，能够减小屈曲波长，提高冲击能量吸收效率。

另外，根据本实施方式的冲击吸收部件，即便不复杂地加工冲击吸收部件的形状也能够减小屈曲波长，因此能够进一步简化冲击吸收部件的形状。此外，由于不需要为了进一步减小本实施方式的冲击吸收部件屈曲波长而进一步降低层叠金属板的表层与芯层的杨氏模量比，因此，无须降低冲击吸收部件的强度就能够提高冲击能量吸收效率。

此外，由于本实施方式的冲击吸收部件相对于以往的冲击吸收部件，由杨氏模量较小并且密度比较小的芯层的比例大的层叠金属板构成，因此能够进一步实现轻量化。因此，能够进一步实现本实施方式的冲击吸收部件的轻量化。

以上，参照附图详细说明了本发明的第二实施方式，但本发明不限定于该例。只要是具有本发明所属技术领域的普通知识的人，显然能够在权利要求书所记载的技术构思的范畴内想到各种变更例或者修正例，应当知晓，这些例子当然也包含于本发明的技术范围。

本说明书所记载的全部文献、专利申请以及技术规格以与具体且单独记述了通过参照而援引各个文献、专利申请以及技术规格的情况相同的程度，通过参照援引至本说明书中。

工业上的可利用性

本发明不仅适合应用于普通轿车，还适合用于包括小型汽车到卡车、公交车等大型车在内的所有汽车、电车等的输送设备的冲击吸收部件。

附图标记说明

1  冲击吸收部件

2  侧面

3  棱线

5A、5B  表层

7A，7B  接合层

9  层叠金属板

10 芯层

11 开口截面构造的帽形材料

12 凸缘

13 背板

14 空穴

15 端部

16 侧面端部

25 芯层

权利要求书(按照条约第19条的修改)

1.(修改后)一种冲击吸收部件，在部件的冲击吸收方向的一侧的端部受到冲击负载时，通过屈曲变形来吸收冲击能量，其中，

所述冲击吸收部件构成为，部件截面的最长周长的50％以上是将层叠金属板成形加工成具有至少两条棱线的形状而成的部件，该层叠金属板在芯层的两面接合层叠由与所述芯层相比杨氏模量以及密度更大的金属板构成的表层，且截面相同，所述表层的板厚(t_f)与所述芯层的板厚(t_c)的板厚比(t_c/t_f)在10.0以下。

2.根据权利要求1所述的冲击吸收部件，其中，

所述冲击吸收部件的部件截面的形状是全开口截面形状。

3.根据权利要求1所述的冲击吸收部件，其中，

所述冲击吸收部件的部件截面的形状是局部开口截面形状。

4.根据权利要求1所述的冲击吸收部件，其中，

所述冲击吸收部件的部件截面的形状是全闭口截面形状。

5.根据权利要求1至4中任一项所述的冲击吸收部件，其中，

所述层叠金属板的所述表层的杨氏模量(E_f)与所述芯层的杨氏模量(E_c)的杨氏模量比(E_c/E_f)是1/10～1/100000。

6.根据权利要求1至5中任一项所述的冲击吸收部件，其中，

所述杨氏模量比(E_c/E_f)是1/10～1/1000。

7.根据权利要求1至6中任一项所述的冲击吸收部件，其中，

所述棱线的间隔至少是10mm。

8.根据权利要求1至7中任一项所述的冲击吸收部件，其中，

所述表层与所述芯层的剪切粘合强度在25MPa以上。

9.根据权利要求1至8中任一项所述的冲击吸收部件，其中，

所述表层与芯层的接合层叠是基于钎料或导电性粘合剂的粘合。

10.(修改后)一种冲击吸收部件，在部件的冲击吸收方向的一侧的端部受到冲击负载时，通过屈曲变形来吸收冲击能量，其中，

所述冲击吸收部件由对层叠金属板进行成形加工而成的部件构成，该层叠金属板在芯层的两面层叠有由与所述芯层相比杨氏模量更大的金属板构成的表层，所述表层的板厚(t_f)与所述芯层的板厚(t_c)的板厚比(t_c/t_f)是2.0～7.0，且所述层叠金属板的截面相同。

11.根据权利要求10所述的冲击吸收部件，其中，

所述板厚比(t_c/t_f)是3.5～5.0。

12.根据权利要求10或11所述的冲击吸收部件，其中，

所述杨氏模量比(E_c/E_f)是1/10～1/1000。

13.根据权利要求10至12中的任一项所述的冲击吸收部件，其中，

所述层叠金属板成形加工为具有至少四条棱线的形状，

所述棱线的间隔分别为50～80mm。

14.根据权利要求10至13中的任一项所述的冲击吸收部件，其中，

所述层叠金属板在所述表层以及所述芯层之间还具备接合层，

所述接合层的剪切弹性模量是30～500MPa。

Claims (14)

1.一种冲击吸收部件，在部件的冲击吸收方向的一侧的端部受到冲击负载时，吸收冲击能量，其中，

所述冲击吸收部件构成为，部件截面的最长周长的50％以上是将层叠金属板成形加工成具有至少两条棱线的形状而成的部件，该层叠金属板在芯层的两面接合层叠由与所述芯层相比杨氏模量以及密度更大的金属板构成的表层，且截面相同，所述表层的板厚(t_f)与所述芯层的板厚(t_c)的板厚比(t_c/t_f)在10.0以下。

2.根据权利要求1所述的冲击吸收部件，其中，

所述冲击吸收部件的部件截面的形状是全开口截面形状。

3.根据权利要求1所述的冲击吸收部件，其中，

所述冲击吸收部件的部件截面的形状是局部开口截面形状。

4.根据权利要求1所述的冲击吸收部件，其中，

所述冲击吸收部件的部件截面的形状是全闭口截面形状。

5.根据权利要求1至4中任一项所述的冲击吸收部件，其中，

所述层叠金属板的所述表层的杨氏模量(E_f)与所述芯层的杨氏模量(E_c)的杨氏模量比(E_c/E_f)是1/10～1/100000。

6.根据权利要求1至5中任一项所述的冲击吸收部件，其中，

所述杨氏模量比(E_c/E_f)是1/10～1/1000。

7.根据权利要求1至6中任一项所述的冲击吸收部件，其中，

所述棱线的间隔至少是10mm。

8.根据权利要求1至7中任一项所述的冲击吸收部件，其中，

所述表层与所述芯层的剪切粘合强度在25MPa以上。

9.根据权利要求1至8中任一项所述的冲击吸收部件，其中，

所述表层与芯层的接合层叠是基于钎料或导电性粘合剂的粘合。

10.一种冲击吸收部件，在部件的冲击吸收方向的一侧的端部受到冲击负载时，吸收冲击能量，其中，

所述冲击吸收部件由对层叠金属板进行成形加工而成的部件构成，该层叠金属板在芯层的两面层叠有由与所述芯层相比杨氏模量更大的金属板构成的表层，所述表层的板厚(t_f)与所述芯层的板厚(t_c)的板厚比(t_c/t_f)是2.0～7.0，且所述层叠金属板的截面相同。

11.根据权利要求10所述的冲击吸收部件，其中，

所述板厚比(t_c/t_f)是3.5～5.0。

12.根据权利要求10或11所述的冲击吸收部件，其中，

所述杨氏模量比(E_c/E_f)是1/10～1/1000。

13.根据权利要求10至12中的任一项所述的冲击吸收部件，其中，

所述层叠金属板成形加工为具有至少四条棱线的形状，

所述棱线的间隔分别为50～80mm。

14.根据权利要求10至13中的任一项所述的冲击吸收部件，其中，

所述层叠金属板在所述表层以及所述芯层之间还具备接合层，

所述接合层的剪切弹性模量是30～500MPa。