JP2012007649A - 衝撃吸収部材 - Google Patents

Abstract

【課題】多角形の横断面の頂点（稜線部）での割れを生じることなく軸方向へ蛇腹状に塑性変形して衝撃エネルギーを効果的に吸収することができる自動車用の衝撃吸収部材を提供する。
【解決手段】辺3a〜3hと頂点Ｒ部4a〜4hとを有する多角形の横断面を有する中空角筒体からなる本体2を備え、本体2が軸方向へ負荷される衝撃荷重によって軸圧壊して蛇腹状に塑性変形することによって衝撃エネルギーを吸収する衝撃吸収部材1である。鋼板5の引張強度は780MPa以上であること、および、辺3a〜3hの長さの平均値Wp(mm)と、鋼板5の板厚t(mm)とが、１０＜Ｗｐ／ｔ＜４０の関係にある
【選択図】図１

Description

本発明は、衝撃吸収部材に関し、例えば７８０ＭＰａ級以上の超高強度鋼板を素材として用いても、多角形の横断面の頂点（稜線部）での割れを生じることなく軸方向へ蛇腹状に塑性変形して衝撃エネルギーを効果的に吸収することができる自動車用の衝撃吸収部材に関する。

自動車や各種産業機器には、外部から入力される衝撃エネルギーを効果的に吸収するための衝撃吸収部材が用いられる。例えば自動車に用いられる衝撃吸収部材としては、モノコックボディの必要な各部を補強するサイドメンバー、クロスメンバー、サイドシル等や、バンパーリインフォースを支持しながらボディシェルに脱着自在に装着され、バンパーリインフォースから負荷される衝撃荷重によって軸圧壊し、最終的に蛇腹状に塑性変形するクラッシュボックス等が知られている。

自動車用のこれら衝撃吸収部材は、閉じた断面を有する筒状の本体を有しており、本体の軸方向へ向けて負荷される衝撃荷重によって軸圧壊することによって、衝撃エネルギーを吸収する。例えば、サイドメンバーは、８００〜１５００ｍｍ程度の全長を有し、衝撃荷重の入力端側から軸方向へ１００〜３００ｍｍ程度の領域おいて蛇腹状に塑性変形することが求められる。また、クラッシュボックスは、軸方向の全領域において、蛇腹状に塑性変形することが求められる。

衝突時の衝撃吸収部材の各部位は、数１０（ｓ^−１）以上の高いひずみ速度で変形を受けるため、上述した各種の自動車用の衝撃吸収部材の素材である鋼板として、動的強度特性に優れた４４０ＭＰａ級、高くても５９０ＭＰａ級の高強度鋼板が用いられている。

このような高強度鋼板として、静動差（静的強度と動的強度との差）が高い低合金ＴＲＩＰ鋼や、マルテンサイトを主体とする第２相を有する複相組織鋼といった高強度複相組織鋼板が知られている。

低合金ＴＲＩＰ鋼に関しては、例えば、特許文献１に、動的変形特性に優れた自動車衝突エネルギー吸収用加工誘起変態型高強度鋼板（ＴＲＩＰ鋼板）が開示されている。
また、マルテンサイトを主体とする第２相を有する複相組織鋼板に関しては、下記のような発明が開示されている。

特許文献２には、微細なフェライト粒からなり、結晶粒径が１．２μｍ以下のナノ結晶粒の平均粒径ｄｓと、結晶粒径が１．２μｍを超えるミクロ結晶粒の平均結晶粒径ｄＬとがｄＬ／ｄｓ≧３の関係を満足する、強度と延性バランスとが優れ、かつ、静動差が１７０ＭＰａ以上である高強度鋼板が開示されている。

特許文献３には、平均粒径が３μｍ以下のマルテンサイトと平均粒径が５μｍ以下のマルテンサイトの２相組織からなり、静動比が高い鋼板が開示されている。
特許文献４には、平均粒径が３．５μｍ以下のフェライト相を７５％以上含有し、残部が焼き戻しマルテンサイトからなる衝撃吸収特性に優れる冷延鋼板が開示されている。

特許文献５には、予歪を加えてフェライトとマルテンサイトから構成される２相組織とし、５×１０^２〜５×１０^３／ｓの歪速度における静動差が６０ＭＰａ以上を満足する冷延鋼板が開示されている。

さらに、特許文献６には、８５％以上のベイナイトとマルテンサイトなどの硬質相のみからなる耐衝撃特性に優れた高強度熱延鋼板が開示されている。
近年、地球環境保護の観点から、自動車からのＣＯ_２排出量の低減の一環として、自動車車体の軽量化が求められており、自動車用鋼材の高強度化が指向されている。これは、鋼板の強度を向上させることにより、自動車用部材の薄肉化が可能となるためである。一方、自動車の衝突安全性向上に対する社会的要求もいっそう高くなっており、単に鋼板の高強度化のみだけでなく、走行中に衝突した場合の耐衝撃性に優れた鋼板の開発も望まれている。このため、上述した各種の自動車用の衝撃吸収部材の素材である鋼板に対しても、これまでの４４０ＭＰａ級、高くても５９０ＭＰａ級の高強度鋼板ではなく、７８０ＭＰａ以上、望ましくは９８０ＭＰａ以上の超高強度鋼板を用いることが要請される。

しかし、多角形の横断面を有する筒体を本体として備える衝撃吸収部材の素材である鋼板に７８０ＭＰａ以上の超高強度鋼板を用いようとすると、サイドメンバーやクラッシュボックスが衝撃荷重によって軸圧壊に蛇腹状に塑性変形する際に、厳しい変形を受ける蛇腹状の塑性変形部（特に、稜線上の山部分および谷部分）に割れが塑性変形の早期の時点で発生し、衝撃エネルギーの吸収量が大幅に低下する。このため、これまで、当業者には、各種の自動車用の衝撃吸収部材の素材として７８０ＭＰａ以上の鋼板を用いることはできないという技術常識があった。

一方、「塑性と加工」第４６巻 第５３４号 ６４１〜６４５頁に、衝撃吸収エネルギーを決定づける平均荷重Ｆ_ａｖｅがＦ_ａｖｅ∝（σＹ・ｔ^２）／４（ただし、σＹ：有効流動応力、ｔ：板厚）として与えられることが開示されているように、衝撃吸収エネルギーは鋼材の板厚にも大きく依存する。したがって、自動車用の衝撃吸収部材の素材である鋼板を高強度化することだけでは、衝撃吸収部材の薄肉化および高衝撃吸収性能を両立することには限界がある。

ところで、例えば、特許文献７〜９にも開示されるように、衝撃吸収部材の衝撃吸収エネルギーはその形状にも大きく依存する。すなわち、塑性変形仕事量を増大させるように衝撃吸収部材の形状を最適化することによって、単に素材である鋼板を高強度化することだけでは達成し得ないレベルまで、衝撃吸収部材の衝撃吸収エネルギーを飛躍的に高めることができる可能性がある。

しかしながら、塑性変形仕事量を増大させるように衝撃吸収部材の形状を最適化したとしても、鋼板がその塑性変形仕事量に耐え得る変形能を有していなければ、想定していた塑性変形が完了する前に、衝撃吸収部材に早期に割れが生じてしまい、結果的に塑性変形仕事量を増大させることができず、衝撃吸収エネルギーを飛躍的に高めることができない。また、割れが早期に衝撃吸収部材に生じると、この衝撃吸収部材に隣接して配置された他の部材を損傷する等の予期せぬ事態を招きかねない。

従来は、衝撃吸収部材の衝撃吸収エネルギーが鋼板の動的強度に依存するとの技術思想に基づいて、鋼板の動的強度を高めることが指向されてきたが、鋼板の動的強度を単に高めることを指向するのでは顕著な変形能の低下を招く場合がある。このため、塑性変形仕事量を増大させるように衝撃吸収部材の形状を最適化したとしても、衝撃吸収部材の衝撃吸収エネルギーを飛躍的に高めることができるとは限らなかった。

また、そもそも上記技術思想に基づいて製造された鋼板の使用を前提として衝撃吸収部材の形状が検討されてきたため、衝撃吸収部材の形状の最適化は、当初から既存の鋼板の変形能を前提として検討されており、塑性変形仕事量を増大させるように、鋼板の変形能を高め、かつ衝撃吸収部材の形状を最適化するという検討自体が、これまで十分になされていなかった。

特開平１１−８０８７９号公報 特開２００６−１６１０７７号公報 特開２００４−８４０７４号公報 特開２００４−２７７８５８号公報 特開２０００−１７３８５号公報 特開平１１−２６９６０６号公報 国際公開第２００５／０１０３９６号パンフレット 国際公開第２００５／０１０３９７号パンフレット 国際公開第２００５／０１０３９８号パンフレット

本発明の目的は、７８０ＭＰａ以上の超高強度鋼板を素材として用いても、多角形の横断面の頂点（稜線部）での割れを生じることなく軸方向へ蛇腹状に塑性変形して衝撃エネルギーを効果的に吸収することができる、例えば自動車用の衝撃吸収部材を提供することである。

上述したように、衝撃吸収部材の衝撃吸収エネルギーを高めるには、衝撃吸収部材の形状を最適化するとともに、最適化された形状を有する衝撃吸収部材の塑性変形仕事量を増大させるように、衝撃吸収部材の素材である鋼板の特性（強度、均一伸び、局部伸び、割れ感受性）を最適化することが、有効である。このような前提に基づいて、鋭意検討を重ねた結果、以下に列記する知見を得て、本発明を完成した。

（Ａ）引張強度が７８０ＭＰａ以上である鋼板により構成される本体を備える衝撃吸収部材の衝撃吸収エネルギーを高めることを可能にするために、衝撃吸収部材の形状について、衝撃エネルギー吸収部材の衝撃エネルギー吸収性能を、衝突速度が５〜１００ｋｍ／ｈ（１．４〜２７．８ｍ／ｓ）の速度域で高めるための方法について種々検討を重ね、以下の知見を得た。

すなわち、辺とこの辺に続く頂点Ｒ部とを有する多角形断面を有する中空の角筒体であって、かつ引張強度が７８０ＭＰａ以上である鋼板により構成される本体を有する衝撃吸収部材では、複数の辺の長さの平均値Ｗｐ（ｍｍ）と、鋼板の板厚ｔ（ｍｍ）とが特定の関係を満足することによって、圧壊時の平均座屈荷重Ｆ_ａｖｅと初期座屈荷重Ｆ_０とがＦ_ａｖｅ／Ｆ_０＞０．１３が得られ、これにより、７８０ＭＰａ以上の超高強度を有する鋼板を素材として用いても、割れを生じることなく蛇腹状に塑性変形して衝撃エネルギーを効果的に吸収することができる自動車用の衝撃吸収部材を提供できる。

一方、鋼板に関しては、塑性変形仕事量を増大させることができる、衝撃吸収部材の形状の最適化を可能にするように、衝撃荷重負荷時における割れの発生を抑制しつつ、塑性変形仕事量を増大させるように有効流動応力を高めることが重要である。

（Ｂ）鋼板の有効流動応力を高めるには、降伏強度と加工硬化係数とを向上させることが有効である。
（Ｃ）衝撃荷重負荷時における割れの発生を抑制するには、均一延性（加工硬化係数）と局部延性とを向上させることが有効である。

（Ｄ）高い降伏強度と高い加工硬化係数（均一延性）とを得るには、鋼板の鋼組織を、フェライトと、フェライトより硬質である第２相とからなる複相組織とすることが必要である。すなわち、ベイナイト、マルテンサイトおよびオーステナイトからなる群から選択された１種または２種以上を第２相として含有することが必要である。

（Ｅ）複相組織を有する鋼板（以下、「複相組織鋼板」ともいう。）の降伏強度は、フェライト面積率とフェライト平均粒径とに依存する。したがって、複相組織鋼板において高い降伏強度を得るには、フェライト面積率の上限、およびフェライト平均粒径の上限を限定することが必要である。

（Ｆ）しかしながら、フェライト平均粒径の過度の抑制は均一延性（加工硬化係数）の低下を招く。したがって、複相組織鋼板において高い均一延性（加工硬化係数）を得るには、フェライト平均粒径の下限を限定することが必要である。

（Ｇ）フェライトは、複相組織鋼板において局部延性を向上させる作用を有する。したがって、複相組織鋼板において高い局部延性を得るには、フェライト面積率の下限を限定することが必要である。

（Ｈ）複相組織鋼板において、第２相の平均最近接粒子間間隔が狭すぎると均一延性（加工硬化係数）の低下を招き、広過ぎると局部延性の低下を招く。したがって、複相組織鋼板において高い均一延性（加工硬化係数）と局部延性とを得るには、第２相の平均最近接粒子間間隔の上限および下限を限定することが必要である。

（Ｉ）複相組織鋼板において、座屈部のように局部的に歪が集中した領域でフェライトと第２相との硬度差が著しくなると、両者の界面で剥離が生じてしまい、局部延性が低下する。したがって、複相組織鋼板において高い局部延性を得るには、高歪負荷条件下におけるフェライトと第２相との硬度差を所定の範囲内とするように、高歪負荷条件下におけるフェライトの硬度の下限と、第２相の硬度の上限とを限定することが必要である。

本発明は上記の新たな知見に基づいてなされたものであり、その要旨は以下のとおりである。
（１）複数の辺と該辺に続く複数の頂点Ｒ部とを有する多角形の横断面を有する中空角筒体からなる本体を備え、該本体がその軸方向へ負荷される衝撃荷重によって軸圧壊して蛇腹状に塑性変形することによって衝撃エネルギーを吸収する衝撃吸収部材であって、
前記本体を構成する鋼板の引張強度は７８０ＭＰａ以上であること、および
前記複数の辺の長さの平均値Ｗｐ（ｍｍ）と、前記鋼板の板厚ｔ（ｍｍ）とが下記（１）式の関係を満足すること
を特徴とする衝撃吸収部材。

１０＜Ｗｐ／ｔ＜４０ ・・・・・・・（１）
上記（１）式に代えて下記（１’）式を満足することが望ましい。
１０＜Ｗｐ／ｔ＜３０ ・・・・・・・（１’）
鋼板の板厚ｔは２．０ｍｍ以下であることが望ましく、１．８ｍｍ以下であることがさらに望ましい。また、鋼板の板厚ｔは、１．０ｍｍ以上であることが望ましく、１．４ｍｍ以上であることがさらに望ましい。

さらに、上記（１）式に代えて下記（１’’）式を満足することが望ましい。
１５＜Ｗｐ／ｔ＜２５ ・・・・・・・（１’’）
この場合、鋼板の板厚ｔは１．６ｍｍ以下であることが望ましく、１．４ｍｍ以下であることがさらに望ましい。また、鋼板の板厚ｔは、０．９ｍｍ以上であることが望ましく、１．０ｍｍ以上であることがさらに望ましい。

（２）複数の頂点Ｒ部それぞれの外周長さＬｃ（ｍｍ）と、この頂点Ｒ部を挟む二つの辺それぞれの長さＷｐ_１（ｍｍ）、Ｗｐ_２（ｍｍ）とが下記（２）式および（３）式の関係を満足することを特徴とする上記（１）項に記載された衝撃吸収部材。

Ｌｃ／Ｗｐ_１＜１／２ ・・・・・・（２）
Ｌｃ／Ｗｐ_２＜１／２ ・・・・・・（３）
上記（２）式および（３）式の関係に加えて、下記（２’）式および（３’）式の関係を満足することが望ましい。

１／２５＜Ｌｃ／Ｗｐ_１ ・・・・・・（２’）
１／２５＜Ｌｃ／Ｗｐ_２ ・・・・・・（３’）
（３）複数の頂点Ｒ部それぞれの曲率半径Ｒｃ（ｍｍ）と、この頂点Ｒ部を挟む二辺がなす角度である内角θ（ｒａｄ）とが下記（４）式の関係を満足することを特徴とする請求項１または請求項２に記載された衝撃吸収部材。

５／π＜Ｒｃ／θ＜１５０／π ・・・・・・（４）
上記（４）式に代えて下記（４’）式を満足することが望ましい。
５／π＜Ｒｃ／θ＜１００／π ・・・・・・（４’）
さらに、上記（４）式に代えて下記（４’’）式を満足することが望ましい。

６／π＜Ｒｃ／θ＜６０／π ・・・・・・（４’’）
（４）前記鋼板は、下記化学組成および下記鋼組織を有することを特徴とする上記（１）項から（３）項までのいずれか１項に記載された衝撃吸収部材；
化学組成：質量％で、Ｃ：０．１〜０．２％、Ｍｎ：１〜３％、Ｓｉ＋Ａｌ：０．５％以上２．５％未満、Ｎ：０．００１〜０．０１５％を含有し、残部Ｆｅおよび不純物からなること、
鋼組織：４０〜８０面積％のフェライトを含有し、残部がベイナイト、マルテンサイトおよびオーステナイトの１種または２種以上からなる第２相からなるとともに、前記フェライトの平均粒径が０．５〜３μｍ、前記第２相の平均最近接粒子間間隔が１〜５μｍ、引張変形によって相当塑性ひずみε＝０．５を負荷した際の前記フェライトの平均ナノ硬さが４．５ＧＰａ以上かつ前記第２相の平均ナノ硬さが１１ＧＰａ以下であること。

（５）前記化学組成が、質量％で、Ｃｒ：０．５％以下およびＭｏ：０．２％以下からなる群から選択される１種または２種を含有することを特徴とする上記（４）項に記載された衝撃吸収部材。

（６）前記化学組成が、質量％で、Ｔｉ：０．０５％以下およびＮｂ：０．０５％以下からなる群から選択される１種または２種を含有することを特徴とする上記（４）項または（５）項に記載された衝撃吸収部材。

（７）前記衝撃吸収部材は自動車用衝撃吸収部材である上記（１）項から上記（６）項までのいずれか１項に記載された衝撃吸収部材。
（８）前記自動車用衝撃吸収部材は、サイドメンバー、クロスメンバー、サイドシル、ピラーまたはクラッシュボックスである上記（７）項に記載された衝撃吸収部材。

本発明によれば、例えば７８０ＭＰａ級以上の超高強度鋼板を素材としても、多角形の横断面の頂点（稜線部）での割れの発生を抑制または解消でき、さらに有効流動応力の高い衝撃吸収部材を得ることが可能となるので、軸方向へ蛇腹状に塑性変形して衝撃エネルギーを効果的に吸収し、衝撃吸収エネルギーを飛躍的に高めることができる例えば自動車用の衝撃吸収部材を提供することができ、これにより、例えば自動車の軽量化および衝突安全性を一層の向上を図ることができるようになる。

図１は、本発明に係る衝撃吸収部材の本体の一例を模式的に示す説明図である。

以下、本発明に係る衝撃吸収部材を説明する。なお、以降の説明では、衝撃吸収部材が、自動車用の衝撃吸収部材であるクラッシュボックスである場合を例にとるが、本発明は、自動車用以外の衝撃吸収部材や、例えばサイドメンバー、クロスメンバー、サイドシルまたはピラー等のクラッシュボックス以外の自動車用衝撃吸収部材に対しても、同様に適用される。

１．本体
図１は、本発明に係る衝撃吸収部材であるクラッシュボックス１の本体２の一例を模式的に示す説明図である。図１においては、本体２の多角形断面を抽出して一部省略して示す。

本発明に係るクラッシュボックス１は、本体２を備える。本体２は、鋼板に例えばプレス成形を行って得られる、多角形断面の中空角筒体からなる。多角形断面は、複数の辺３ａ〜３ｈと、この辺に続く複数の頂点Ｒ部４ａ〜４ｈとを有する。

多角形断面としては、図１には八角形断面を示すが、これに限定されるものではなく、例えば、三角形、四角形、六角形、八角形、十角形、十二角形等が例示される。ただし、製造性の観点から、十六角形以下の多角形であることが望ましい。また、この多角形は、正多角形である必要はない。

この本体２は、その軸方向へ負荷される衝撃荷重によって軸圧壊して蛇腹状に塑性変形することによって衝撃エネルギーを吸収する。

２．鋼板５の引張強度ＴＳ
本体２を構成する鋼板５の引張強度ＴＳは、７８０ＭＰａ以上である。本発明は、上述したように、クラッシュボックス１の、多角形断面の中空角筒体からなる本体２が、多角形の頂点（稜線部）で軸圧壊の途中に早期に割れるという課題を解決するものであるが、この課題は、本体２を構成する鋼板５の強度が７８０ＭＰａ以上である場合に顕著に発生するからである。鋼板５の強度は、９８０ＭＰａ以上であることが望ましい。

また、鋼板５の引張強度ＴＳが７８０ＰＭａ級であることにより、本体２の強度を低下することなく、本体２の板厚を低減することができ、これにより、本体の質量を、例えば本体を５９０ＭＰａ級の鋼板により構成した場合に比較して、約２０％程度低減することができる。

鋼板５の板厚ｔは、２．０ｍｍ超であると７８０ＭＰａ以上の超高強度鋼板を用いることによる軽量化の効果が希薄になるので、２．０ｍｍ以下であることが望ましく、１．８ｍｍ以下であることがさらに望ましい。一方、鋼板の板厚ｔは、１．０ｍｍ未満になると、クラッシュボックス１を、サイドメンバーに脱着自在に固定するための接合部材に溶接する際に、溶け落ちが発生して作業性が低下するため、１．０ｍｍ以上であることが望ましく、１．４ｍｍ以上であることがさらに望ましい。

３．断面形状因子Ｗｐ／ｔ、Ｌｃ／Ｗｐ_１、Ｌｃ／Ｗｐ_２、Ｒｃ／θ
本発明者らは、上述した鋼組織および化学組成を有する鋼板５を用いて種々の角筒部材２を作製し、軸方向の衝突速度６４ｋｍ／ｈで軸圧潰試験を実施し、衝突吸収性能を評価した。角筒部材２の軸方向に垂直な断面の形状は多角形（四角形、六角形、八角形）として、角筒部材２の軸方向長さは２００ｍｍとした。

上記角筒部材２について、複数の辺３ａ〜３ｈの長さの平均値をＷｐ（ｍｍ）とし、鋼板５の板厚をｔ（ｍｍ）とし、複数の頂点Ｒ部４ａ〜４ｈそれぞれの外周長さをＬｃ（ｍｍ）とし、この頂点Ｒ部を挟む二つの辺それぞれの長さをＷｐ_１（ｍｍ）、Ｗｐ_２（ｍｍ）とし、複数の頂点Ｒ部４ａ〜４ｈそれぞれの曲率半径をＲｃ（ｍｍ）とし、さらに、頂点Ｒ部４ａ〜４ｈを挟む二辺（３ａ，３ｂ），（３ｂ，３ｃ）（３ｃ，３ｄ）、（３ｄ，３ｅ）、（３ｅ，３ｆ）、（３ｆ，３ｇ）、（３ｇ，３ｈ）または（３ｈ，３ａ）がなす角度である内角をθ（ｒａｄ）とした場合に、断面形状因子Ｗｐ／ｔ、Ｌｃ／Ｗｐ_１、Ｌｃ／Ｗｐ_２、Ｒｃ／θと、衝突吸収エネルギー指数（Ｅｐａ）および割れ発生率との関係を調査した。

ここで、衝突吸収エネルギー指数（Ｅｐａ）は、座屈時に上記角筒部材２にかかる平均応力を求め、鋼板５の引張強度ＴＳで規格化したパラメータであり、下記式（５）で規定されるものである。

ここで、Ｌｏａｄ Ｆ_ａｖｅは角筒部材２にかかる平均荷重であり、Ｌは上記正多角形の周長であり、tは鋼板５の板厚である。
また、割れ発生率は、軸圧潰試験により割れが生じた割合であり、全試験体数に対する割れが発生した試験体数の割合である。

この軸圧潰試験により、以下の事項が判明した。
すなわち、断面形状因子Ｗｐ／ｔが小さくなるほど衝突吸収エネルギー指数（Ｅｐａ）が大きくなるが、断面形状因子Ｗｐ／ｔに対する衝突吸収エネルギー指数（Ｅｐａ）が大きいほど、鋼材の衝突吸収エネルギー性能が高い。具体的には、下記式（６）を満足する鋼材の衝突吸収エネルギー性能は高い。
Ｅｐａ＞０．１５５×ｅｘｐ（−０．０２６６×（Ｒθ_ｍｉｎ・θ・Ｗｐ／ＴＳ・ｔ）） （６）
また、断面形状因子Ｗｐ／ｔが小さくなるほど衝突吸収エネルギー指数（Ｅｐａ）が大きくなるが、断面形状因子Ｗｐ／ｔが小さくなるほど単位圧潰量当りの塑性変形仕事量が大きくなる。このため、圧潰途中で割れが生じる可能性が高まり、結果的に塑性変形仕事量を増大させることはできず、衝撃吸収エネルギーを高めることができない。

したがって、断面形状因子Ｗｐ／ｔに対する割れ発生率が低いほど、断面形状因子Ｗｐ／ｔを小さくして衝突吸収エネルギー指数（Ｅｐａ）が大きくすることが可能となるので、衝突吸収エネルギー性能が高い鋼材である。具体的には、本試験において、断面形状因子Ｗｐ／ｔ＞１４における割れ発生率が５０％以下である場合には圧壊時の平均座屈荷重Ｆ_ａｖｅが初期座屈荷重Ｆ_０に対し、Ｆ_ａｖｅ／Ｆ_０＞０．１３を満たすので、衝突吸収エネルギー性能が高い鋼材といえる。

このような知見に基づいてさらに検討した結果、断面形状因子Ｗｐ／ｔ、Ｌｃ／Ｗｐ_１、Ｌｃ／Ｗｐ_２、Ｒｃ／θには、割れを生じない好適な条件が存在することが判明した。
（１）Ｗｐ／ｔ
複数の辺３ａ〜３ｈの長さの平均値Ｗｐ（ｍｍ）と、鋼板５の板厚ｔ（ｍｍ）とが、１０＜Ｗｐ／ｔ＜４０の関係を満足することによって、割れの早期の発生を抑制しながら、軸圧壊を継続し、最終的に蛇腹状に塑性変形することが可能になる。１０≧Ｗｐ／ｔであると、筒体２の各面の面剛性が高過ぎ、軸圧壊時に早期に割れてしまう。一方、Ｗｐ／ｔ≧４０であると、鋼板５の引張強度が７８０ＭＰａ以上であっても、筒体２の面剛性が不足し、吸収エネルギーが低下する。

同様の観点から、１０＜Ｗｐ／ｔ＜３０であることが望ましい。
（２）Ｌｃ／Ｗｐ_１、Ｌｃ／Ｗｐ_２
複数の頂点Ｒ部４ａ〜４ｈそれぞれの外周長さＬｃ（ｍｍ）と、この頂点Ｒ部４ａ〜４ｈを挟む二つの辺（３ａ，３ｂ），（３ｂ，３ｃ）（３ｃ，３ｄ）、（３ｄ，３ｅ）、（３ｅ，３ｆ）、（３ｆ，３ｇ）、（３ｇ，３ｈ）または（３ｈ，３ａ）それぞれの長さＷｐ_１（ｍｍ）、Ｗｐ_２（ｍｍ）とが、Ｌｃ／Ｗｐ_１＜１／２、Ｌｃ／Ｗｐ_２＜１／２の関係を満足することが望ましい。

Ｌｃ／Ｗｐ_１≧１／２、またはＬｃ／Ｗｐ_２≧１／２となると、頂点Ｒ部同士が隣接し過ぎて荷重を受け持つ二つの頂点Ｒ部があたかも一つの頂点Ｒ部として機能することとなり軸方向の荷重を十分に負担することが出来なくなるからである。一方、１／２５≧Ｌｃ／Ｗｐ_１、または１／２５≧Ｌｃ／Ｗｐ_２となると、頂点Ｒ部を連結する平面部幅が長くなり過ぎて平面部が本体２の外部側に膨出変形する面外変形が著しくなり、頂点Ｒ部が十分な軸方向荷重を負担する前に座屈してしまうため、１／２５＜Ｌｃ／Ｗｐ_１および１／２５＜Ｌｃ／Ｗｐ_２であることが望ましい。

（３）Ｒｃ／θ
複数の頂点Ｒ部４ａ〜４ｈそれぞれの曲率半径Ｒｃ（ｍｍ）と、この頂点Ｒ部４ａ〜４ｈを挟む二辺（３ａ，３ｂ），（３ｂ，３ｃ）（３ｃ，３ｄ）、（３ｄ，３ｅ）、（３ｅ，３ｆ）、（３ｆ，３ｇ）、（３ｇ，３ｈ）または（３ｈ，３ａ）がなす角度である内角θ（ｒａｄ）とが、５／π＜Ｒｃ／θ＜１５０／πの関係を満足することが望ましい。５／π≧Ｒｃ／θであると、頂点Ｒ部に生じる応力が過大となり筒体２に早期に割れが発生し、一方、Ｒｃ／θ≧１５０／πであると稜線部の剛性が低くなり過ぎ荷重を負担する頂点Ｒ部として機能しなくなり、筒体２の吸収エネルギーが低下するからである。

以上の理由により、本発明では、１０＜Ｗｐ／ｔ＜４０を満足し、望ましくは、Ｌｃ／Ｗｐ_１＜１／２およびＬｃ／Ｗｐ_２＜１／２を満足し、さらに望ましくは５／π＜Ｒｃ／θ＜１５０／πを満足する。

４．鋼板の金属組織
（１）複相組織
鋼組織は、高い降伏強度と高い加工硬化係数（均一延性）とを得て有効流動応力を高めるために、フェライトを含有し、残部がベイナイト、マルテンサイトおよびオーステナイトの１種または２種以上からなる第２相からなる複相組織とする。

第２相にはセメンタイトやパーライトが不可避的に含有される場合があるが、５面積％以下であれば許容される。
（２）フェライト面積率：４０％以上８０％以下
複相組織鋼材において、フェライトは局部延性を向上させる作用を有する。フェライト面積率が４０％未満では、局部延性の不足により良好な衝撃吸収能を有する衝撃吸収部材を得ることが困難となる。したがって、フェライト面積率は４０％以上とする。一方、フェライト面積率が８０％超では、降伏強度、引張強度および加工硬化係数の不足により良好な衝撃吸収能を有する衝撃吸収部材を得ることが困難となる。したがって、フェライト面積率は８０％以下とする。

（３）フェライト平均粒径：０．５μｍ以上３μｍ以下
複相組織鋼材において、フェライト平均粒径は降伏強度と均一延性（加工硬化係数）とに影響を及ぼす。すなわち、フェライト平均粒径を微細化することにより降伏強度および引張強度が向上する。フェライト平均粒径が３μｍ超では、降伏強度、引張強度および加工硬化係数の不足により良好な衝撃吸収能を有する衝撃吸収部材を得ることが困難となる。したがって、フェライト平均粒径は３μｍ以下とする。一方、フェライト平均粒径の過度の微細化は均一延性（加工硬化係数）の低下招く。フェライト平均粒径が０．５μｍ未満では、均一延性（加工硬化係数）の不足により良好な衝撃吸収能を有する衝撃吸収部材を得ることが困難となる。したがって、フェライト平均粒径は０．５μｍ以上とする。

（４）第２相の平均最近接粒子間隔：１μｍ以上５μｍ以下
複相組織鋼材において、第２相の平均最近接粒子間隔は均一延性（加工硬化係数）と局部延性とに影響を及ぼす。すなわち、第２相の平均最近接粒子間間隔が狭すぎると均一延性（加工硬化係数）の低下を招く。第２相の平均最近接粒子間間隔が１μｍ未満では、均一延性（加工硬化係数）の不足により良好な衝撃吸収能を有する衝撃吸収部材を得ることが困難となる。したがって、第２相の平均最近接粒子間間隔は１μｍ以上とする。一方、第２相の平均最近接粒子間間隔が広過ぎると局部延性の低下を招く。第２相の平均最近接粒子間間隔が５μｍ超では、局部延性の不足により良好な衝撃吸収能を有する衝撃吸収部材を得ることが困難となる。したがって、第２相の平均最近接粒子間間隔は５μｍ以下とする。

第２相の平均最近接粒子間隔は、鋼板の圧延方向に平行な断面の板厚１／４ｔ部をエメリー紙およびアルミナ粉で研磨後、さらに電解研磨処理を行った断面を、ＦＥ−ＳＥＭ（電界放射型走査電子顕微鏡）に付帯したＥＢＳＤ（電子線後方散乱回折）を用いて構築したＩＱ（イメージクオリティー）値マップから求める。

（５）引張変形によって相当塑性ひずみε＝０．５を負荷した際のフェライトの平均ナノ硬さ：４．５ＧＰａ以上、かつ第２相の平均ナノ硬さ：１１ＧＰａ以下
複相組織鋼材において、高歪負荷条件下におけるフェライトと第２相との硬度差は局部延性に影響を及ぼす。すなわち、座屈部のように局部的に歪が集中した領域でフェライトと第２相との硬度差が著しくなると、両者の界面で剥離が生じてしまい、局部延性が低下する。

したがって、複相組織鋼材において高い局部延性を得るには、高歪負荷条件下におけるフェライトと第２相との硬度差を所定の範囲内とするように、高歪負荷条件下におけるフェライトの硬度の下限と第２相の硬度の上限とを限定することが必要である。

そこで、衝撃吸収部材の軸圧潰時において、座屈部に加わる相当塑性ひずみが０．５を超える値に達する可能性があることから、引張変形によって相当塑性ひずみε＝０．５を負荷した際のフェライトおよび第２相の平均ナノ硬さと、衝突時における部材の割れとの関係を調査した。

その結果、引張変形によって相当塑性ひずみε＝０．５を負荷した際のフェライトの平均ナノ硬さが４．５ＧＰａ未満であったり、引張変形によって相当塑性ひずみε＝０．５を負荷した際の第２相の平均ナノ硬さが１１ＧＰａ超であったりすると、フェライトと第２相との界面において剥離が生じて衝突時における衝撃吸収部材の割れを誘発することが判明した。したがって、引張変形によって相当塑性ひずみε＝０．５を負荷した際のフェライトの平均ナノ硬さを４．５ＧＰａ以上とし、かつ第２相の平均ナノ硬さを１１ＧＰａ以下とする。

６．鋼板の化学組成
（１）Ｃ：０．１％以上０．２％以下
Ｃは、ベイナイト、マルテンサイト、オーステナイトの１種または２種以上を含む第２相の生成を促進する作用を有する。また、第２相の強度を高めることにより降伏強度および引張強度を向上させる作用を有する。また、固溶強化により鋼を強化し、降伏強度および引張強度を向上させる作用を有する。また、固溶強化によりフェライト相の強度を高めるので、高歪負荷条件下におけるフェライトの硬度を高めることにより局部延性を向上させる作用を有する。Ｃ含有量が０．１％未満では、上記作用による効果を得ることが困難な場合がある。したがって、Ｃ含有量は０．１％以上とする。一方、Ｃ含有量が０．２％を超えると、マルテンサイトやオーステナイトが過剰に生成して、局部延性の著しい低下を招く場合がある。したがって、Ｃ含有量は０．２％以下とする。

（２）Ｍｎ：１％以上３％以下
Ｍｎは、ベイナイト、マルテンサイト、オーステナイトの１種または２種以上を含む第２相の生成を促進する作用を有する。また、固溶強化により鋼を強化し、降伏強度および引張強度を向上させる作用を有する。また、固溶強化によりフェライト相の強度を高めるので、高歪負荷条件下におけるフェライトの硬度を高めることにより局部延性を向上させる作用を有する。Ｍｎ含有量が１％未満では、上記作用による効果を得ることが困難な場合がある。したがって、Ｍｎ含有量は１％以上とする。好ましくは１．５％以上である。一方、Ｍｎ含有量が３％超では、マルテンサイトやオーステナイトが過剰に生成して、局部延性の著しい低下を招く場合がある。したがって、Ｍｎ含有量は３％以下とする。好ましくは２．５％以下である。

（３）Ｓｉ＋Ａｌ：０．５％以上２．５％未満
ＳｉおよびＡｌは、ベイナイト中の炭化物の生成を抑制することにより均一延性や局部延性を向上させる作用を有する。また、固溶強化により鋼を強化し、降伏強度および引張強度を向上させる作用を有する。また、固溶強化によりフェライト相の強度を高めるので、高歪負荷条件下におけるフェライトの硬度を高めることにより局部延性を向上させる作用を有する。ＳｉおよびＡｌの合計含有量（以下、「（Ｓｉ＋Ａｌ）量」ともいう。）が０．５％未満では上記作用による効果を得ることが困難である。したがって、（Ｓｉ＋Ａｌ）量は０．５％以上とする。一方、（Ｓｉ＋Ａｌ）量を２．５％以上としても、上記作用による効果は飽和してしまいコスト的に不利となる。したがって、（Ｓｉ＋Ａｌ）量は２．５％未満とする。

（４）Ｎ：０．００１％以上０．０１５％以下
Ｎは、固溶強化により鋼を強化し、降伏強度および引張強度を向上させる作用を有する。また、固溶強化によりフェライト相の強度を高めるので、高歪負荷条件下におけるフェライトの硬度を高めることにより局部延性を向上させる作用を有する。また、ＴｉやＮｂを含有させる場合には、鋼中に窒化物を形成してオーステナイトの粒成長を抑制し、フェライト平均粒径を微細化することにより、降伏強度および引張強度を向上させる作用を有する。Ｎの含有量が０．００１％未満では、上記作用による効果を得ることが困難となる。したがって、Ｎ含有量は０．００１％以上とする。一方、Ｎ含有量が０．０１５％超では、鋼中に粗大な窒化物を形成して、均一延性および局部延性の著しい低下を招く場合がある。したがって、Ｎ含有量は０．０１５％以下とする。

（５）Ｃｒ：０．５％以下およびＭｏ：０．２％以下からなる群から選択される１種または２種
ＣｒおよびＭｏは、ベイナイト、マルテンサイト、オーステナイトの１種または２種以上を含む第２相の生成を促進する作用を有する。また、固溶強化により鋼を強化し、降伏強度および引張強度を向上させる作用を有する。また、固溶強化によりフェライト相の強度を高めるので、高歪負荷条件下におけるフェライトの硬度を高めることにより局部延性を向上させる作用を有する。したがって、ＣｒおよびＭｏの１種または２種を含有させてもよい。

しかしながら、Ｃｒ含有量が０．５％を超えたり、Ｍｏ含有量が０．２％を超えたりすると、フェライト変態が著しく抑制されてしまい、目的とするフェライト面積率を確保することできずに、局部延性の著しい低下を招く場合がある。したがって、Ｃｒ含有量は０．５％以下、Ｍｏ含有量は０．２％以下とする。なお、上記作用による効果をより確実に得るにはＣｒ：０．１％以上およびＭｏ：０．１％以上のいずれかを満足させることが好ましい。

（６）Ｔｉ：０．０５％以下およびＮｂ：０．０５％以下からなる群から選択される１種または２種
ＴｉおよびＮｂは、鋼中に窒化物を形成するなどしてオーステナイトの粒成長を抑制し、フェライト平均粒径を微細化することにより、降伏強度および引張強度を向上させる作用を有する。したがって、ＴｉおよびＮｂの１種または２種を含有させてもよい。しかしながら、Ｔｉ含有量が０．０５％を超えたり、Ｎｂ含有量が０．０５％を超えたりすると、フェライト変態が著しく抑制されてしまい、目的とするフェライト面積率を確保することできずに、局部延性の著しい低下を招く場合がある。また、Ｔｉについては、鋼中に形成する窒化物が粗大となってしまい、均一延性および局部延性の著しい低下を招く場合がある。したがって、ＴｉおよびＮｂの含有量は０．０５％以下とする。なお、上記作用による効果をより確実に得るにはＴｉおよびＮｂのいずれかの含有量を０．００２％以上とすることが好ましい。

上記以外の残部はＦｅおよび不純物である。

７．鋼板のめっき
上述した鋼板の表面には、耐食性の向上等を目的としてめっき層を設けて表面処理鋼板としてもよい。めっき層は電気めっき層であってもよく溶融めっき層であってもよい。電気めっき層としては、電気亜鉛めっき、電気Ｚｎ−Ｎｉ合金めっき等が例示される。溶融めっき層としては、溶融亜鉛めっき、合金化溶融亜鉛めっき、溶融アルミニウムめっき、溶融Ｚｎ−Ａｌ合金めっき、溶融Ｚｎ−Ａｌ−Ｍｇ合金めっき、溶融Ｚｎ−Ａｌ−Ｍｇ−Ｓｉ合金めっき等が例示される。めっき付着量は特に制限されず、従来と同様でよい。また、めっき後に適当な化成処理（例えば、シリケート系のクロムフリー化成処理液の塗布と乾燥）を施して、耐食性をさらに高めることも可能である。

８．鋼板の製造方法
鋼板は、以下の製造方法により製造することが好ましい。

（１）熱間圧延条件
上記化学組成を有するスラブに、８００℃以上９５０℃以下の温度域における総圧下率を５０％以上とする熱間圧延を施し、熱間圧延完了後０．４秒間以内に６００℃／秒以上の平均冷却速度で７００℃まで冷却し、６００℃以上７００℃以下の温度域で０．４秒間以上保持し、２０℃／秒以上１００℃／秒未満の平均冷却速度で５００℃以下の温度域まで冷却して巻取ることが好ましい。

まず、８００℃以上９５０℃以下の温度域における総圧下率を５０％以上とする熱間圧延を施すことにより、オーステナイト中に大量の加工歪を蓄積し、熱間圧延完了後０．４秒間以内に６００℃／秒以上の平均冷却速度で７００℃まで冷却することにより、上記加工歪の解放を抑制しつつフェライト変態が活発に進行する温度域まで冷却し、６００℃以上７００℃以下の温度域で０．４秒間以上保持することにより、上記加工歪を駆動力として一気にフェライト変態を進行させることにより、フェライトの核生成密度を飛躍的に高めることができ、これによりフェライト平均粒径が３μｍ以下の微細な鋼組織を得ることができる。

そして、２０℃／秒以上１００℃／秒未満の平均冷却速度で５００℃以下の温度域まで冷却して巻取ることにより、フェライト変態しなかった残りのオーステナイトをベイナイト、マルテンサイトに変態させたり、オーステナイトのまま残留させたりして、第２相をベイナイト、マルテンサイトおよびオーステナイトの１種または２種以上からなるものとすることができる。

また、上記鋼組織の微細化により、上記第２相の平均最近接粒子間間隔を５μｍ以下とすることができ、引張変形によって相当塑性ひずみε＝０．５を負荷した際の前記フェライトの平均ナノ硬さが４．５ＧＰａ以上かつ前記第２相の平均ナノ硬さが１１ＧＰａ以下である鋼組織とすることができる。

（２）冷間圧延、連続焼鈍、溶融亜鉛めっき等
上記の熱延鋼板に冷間圧延および連続焼鈍を施して冷延鋼板とする場合には、冷間圧延における圧下率を５０％以上９０％以下とし、７５０℃以上９００℃以下の温度域に１０秒間以上１５０秒間以下保持し、次いで、８℃／秒以上の平均冷却速度で５００℃以下の温度域まで冷却する連続焼鈍を施すことが好ましい。１０℃／秒以上の平均冷却速度で４５０℃以下の温度域まで冷却する連続焼鈍を施すことがさらに好ましい。

冷間圧延における圧下率を５０％以上とすることにより加工歪を蓄積し、７５０℃以上９００℃以下の温度域に１０秒間以上１５０秒間以下保持して再結晶させることにより、フェライト平均粒径が３μｍ以下の微細な鋼組織を得ることができる。そして、次いで、８℃／秒以上の平均冷却速度で５００℃以下の温度域まで冷却することにより、フェライト変態しなかった残りのオーステナイトをベイナイトやマルテンサイトに変態させたり、オーステナイトのまま残留させたりして、第２相をベイナイト、マルテンサイトおよびオーステナイトの１種または２種以上からなるものとすることができる。

また、上記第２相の平均最近接粒子間間隔を５μｍ以下とすることができ、引張変形によって相当塑性ひずみε＝０．５を負荷した際の前記フェライトの平均ナノ硬さが４．５ＧＰａ以上かつ前記第２相の平均ナノ硬さが１１ＧＰａ以下である鋼組織とすることができる。

このようにして得られた鋼板は、さらに溶融亜鉛めっき浴に浸漬して溶融亜鉛めっきを施すことにより溶融亜鉛めっき鋼板としてもよい。溶融亜鉛めっきを施したのちにさらに合金化処理を施して合金化溶融亜鉛めっき鋼板としてもよい。合金化処理を施す場合には５５０℃を超えないようにすることが好ましい。溶融亜鉛めっきや合金化処理を施す場合には連続溶融亜鉛めっき設備を用いて、連続焼鈍と溶融亜鉛めっき等とを一工程で行うことが生産性の観点から好ましい。

Claims (8)

1. 複数の辺と該辺に続く複数の頂点Ｒ部とを有する多角形の横断面を有する中空角筒体からなる本体を備え、該本体がその軸方向へ負荷される衝撃荷重によって軸圧壊して蛇腹状に塑性変形することによって衝撃エネルギーを吸収する衝撃吸収部材であって、
   前記本体を構成する鋼板の引張強度は７８０ＭＰａ以上であること、および
   前記複数の辺の長さの平均値Ｗｐ（ｍｍ）と、前記鋼板の板厚ｔ（ｍｍ）とが下記（１）式の関係を満足すること
   を特徴とする衝撃吸収部材。
   １０＜Ｗｐ／ｔ＜４０ ・・・・・・・（１）
2. 前記複数の頂点Ｒ部それぞれの外周長さＬｃ（ｍｍ）と、当該頂点Ｒ部を挟む二つの辺それぞれの長さＷｐ_１（ｍｍ）、Ｗｐ_２（ｍｍ）とが下記（２）式および（３）式の関係を満足すること
   を特徴とする請求項１に記載された衝撃吸収部材。
   Ｌｃ／Ｗｐ_１＜１／２ ・・・・・・（２）
   Ｌｃ／Ｗｐ_２＜１／２ ・・・・・・（３）
3. 前記複数の頂点Ｒ部それぞれの曲率半径Ｒｃ（ｍｍ）と、当該頂点Ｒ部を挟む二辺がなす角度である内角θ（ｒａｄ）とが下記（４）式の関係を満足すること
   を特徴とする請求項１または請求項２に記載された衝撃吸収部材。
   ５／π＜Ｒｃ／θ＜１５０／π ・・・・・・（４）
4. 前記鋼板は、下記化学組成および下記鋼組織を有することを特徴とする請求項１から請求項３までのいずれか１項に記載された衝撃吸収部材；
   化学組成：質量％で、Ｃ：０．１〜０．２％、Ｍｎ：１〜３％、Ｓｉ＋Ａｌ：０．５％以上２．５％未満、Ｎ：０．００１〜０．０１５％を含有し、残部Ｆｅおよび不純物からなること、
   鋼組織：４０〜８０面積％のフェライトを含有し、残部がベイナイト、マルテンサイトおよびオーステナイトの１種または２種以上からなる第２相からなるとともに、前記フェライトの平均粒径が０．５〜３μｍ、前記第２相の平均最近接粒子間間隔が１〜５μｍ、引張変形によって相当塑性ひずみε＝０．５を負荷した際の前記フェライトの平均ナノ硬さが４．５ＧＰａ以上かつ前記第２相の平均ナノ硬さが１１ＧＰａ以下であること。
5. 前記化学組成が、質量％で、Ｃｒ：０．５％以下およびＭｏ：０．２％以下からなる群から選択される１種または２種を含有することを特徴とする請求項５に記載された衝撃吸収部材。
6. 前記化学組成が、質量％で、Ｔｉ：０．０５％以下およびＮｂ：０．０５％以下からなる群から選択される１種または２種を含有することを特徴とする請求項４または請求項５に記載された衝撃吸収部材。
7. 前記衝撃吸収部材は自動車用衝撃吸収部材である請求項１から請求項６までのいずれか１項に記載された衝撃吸収部材。
8. 前記自動車用衝撃吸収部材は、サイドメンバー、クロスメンバー、サイドシル、ピラーまたはクラッシュボックスである請求項７に記載された衝撃吸収部材。

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