JP5141379B2 - 鋼製中空柱状部材 - Google Patents

Description

本発明は、筐体を構成するフレーム部材として使用する、鋼製の薄肉中空柱状部材に関する。

近年、燃料高・原料高に伴い製造の現場ではコスト削減が早急に要求されている。しかし、コスト削減により製品の性能が悪くなることは、メーカーの信用失墜につながる可能性がある。特に筐体を構成するフレーム部材の性能悪化は安全性の面で避けなければならない。自動車分野では衝突安全性の維持と燃費向上のため、車体に搭載されるフレーム部材に超ハイテンを適用する例が多くなっている。すなわち、材料の質の変更によりコストの削減が図られている。さらに自動車は世界各地の工場で生産されるようになってきており、一定の品質の材料調達が難しい状況である。
製品の質を維持または向上させ、かつコスト削減を可能とする技術として、上記の材料そのものの変更、および部材形状を最適化することが考えられる。後者の手法は開発期間と開発コストの面で優れた手法であり、過去に様々な検討が行われている。
特許文献１に中空矩形断面を有するアルミニウム合金押出部材からなるエネルギー吸収部材において、壁面部の外側に矩形断面の凸部を有する部材が記載されている。
さらに、特許文献２には、略矩形断面形状をなす自動車のフロントサイドフレーム構造として、側面に軸線方向に延在する、内側に凸状となるビードや、外側に凸状となるビードが形成されている構造が開示されている。

特開２００２−１２１６５号公報 特開平８−１０８８６３号公報

上記特許文献２のように、部材の長手方向にビードを付与し有効幅理論から座屈の波長を小さくすることで、部材内の変形箇所を増加させる発明は、衝撃吸収能向上の観点から有効である。しかし、ビードを付与するためには、高精度な金型を設計・製作のため開発期間の長期化、また複雑なビード形状になるような加工に耐えうる材料の選定等、様々な困難を有する。
また、材料を降伏強さの大きいものに置換させることも衝撃吸収能向上の観点から有効であるが、降伏強さの大きい高級鋼は世界各地で容易に手に入れられないため、量産されるような製品に適用することが難しい。多くの高級鋼を輸送することで莫大な輸送費を考慮しなければならない。
本発明の目的は、複雑な形状を付与せず、少ない高級鋼で高い衝撃吸収能を有する部材を提供することである。

上記課題を解決するため、本発明の要旨は以下の通りである。
（１）断面が略四角形の鋼製中空柱状部材であって、該部材端部から長手方向に部材の平均稜線間距離の１／６倍以上１倍未満の領域とその他の領域が、互いの領域の端部を突合せ四周溶接されることにより、長手方向に該両領域が結合されており、前者の前記領域の降伏強さが、後者の前記その他の領域の降伏強さより大きいことを特徴とする鋼製中空柱状部材。
ここで、稜線とは部材の長手方向の隣り合う側面どうしの境界線をいい、平均稜線間距離とは、部材の長方向の垂直断面において、各辺の長さの平均をいう。
（２）降伏強さの大きい領域が、長手方向に複数、部分的に存在し、降伏強さの低い領域と互いの領域の端部を突合せ四周溶接されることにより、長手方向に該両領域が結合されていることを特徴とする（１）記載の鋼製中空柱状部材。
（３）部材の長手方向に垂直な断面で、縦と横の長さの平均を平均稜線間距離Ｗ［Ｍ］とし、部材長さをＬ［Ｍ］としたとき、降伏強さの大きい領域の個数が２個以上（Ｌ＋Ｗ）／Ｗ個以下（小数点を含まない）であることを特徴とする（２）記載の鋼製中空柱状部材。

本発明により、複雑な形状を付与せず、少ない高級鋼で高い衝撃吸収能を有する部材を提供することができる。

本発明者らは単純な矩形断面を有し、一部に降伏強さの大きい箇所（以下、ハイテン箇所と略称）を有する部材の落重試験を種々の条件で実施し、ハイテン箇所を一部に設けた場合でも高い衝撃吸収能を確保できることを見出した。
高い衝撃吸収能を確保するため、２つの手段が考えられる。ひとつは、上記特許文献２のように、部材内の変形箇所の増加、すなわち衝撃吸収箇所を増やすもの、もうひとつは、変形箇所は変えず、個々の変形量を増加させる手段である。
本発明者は後者に注目し、中空柱状部材の衝撃力の入力側端部（以下、入力側端部と略称）を部分的に降伏強さの大きい材料に置換することで高い衝撃吸収能を確保できることを見出した。部分的な材料置換により、部材に生じる座屈モードを不安定化させ局所的に大きな変形が生じ、結果として衝撃吸収能につながったと考えられる。
本発明による薄肉中空柱状部材を実施するための最良の形態を、添付図面を参照しながら詳述する。

まず、（１）に係る本発明について説明する。
衝撃力の入力後、入力側端部には非常に大きな応力が発生し、入力側端部から部材は蛇腹状に座屈を引き起こす。しかし、座屈により部材の安定性が大きく崩れ、折れ曲がり等の変形形態に移行し易くなる。その結果、部材全体が蛇腹状に変形してつぶれる場合に比べ衝撃吸収能を著しく損なう（図２（ａ）〜（ｃ）参照）。すなわち、実際の部材の衝撃吸収能は変形初期に決定されるといってよい。そこで、変形初期に入力側端部が負担する衝撃吸収量をより高めるため、端部に降伏強さの大きい箇所を置くことを発明した。これにより入力側端部の稜線部が負担する衝撃吸収量を増大させる。

蛇腹状につぶれる際、稜線が折れ曲がり易いほどつぶれ易く、稜線部が負担する衝撃吸収量も小さい。よって、降伏強さの大きい材料を部材の入力側に配置させることで、稜線を折れ曲がり難くし、稜線が負担する衝撃吸収量を増大させる。しかし、座屈はある周期をもった繰り返し折れ曲がり現象であるため、例えば半周期分だけ降伏強さの大きい材料に置換しただけでは、降伏強さの高い箇所に隣接した降伏強さの低い箇所からスムーズに座屈してしまい、衝撃吸収能の向上には至らない。

そこで、図１に示すように、断面四角形の鋼製中空柱状部材の半周期分（半波長分）に満たない所定の長さ分の領域だけ降伏強さの大きい材料に置換して、該降伏強さの大きい材料の領域となる部材とその他の領域となる部材の合わせ部の四周を溶接することで、稜線部が負担する衝撃吸収量を増大させることができる。
図３は、部材の座屈時、部材の変形形状を長手方向に平行な断面で切った場合の模式図であり、縦軸は座屈前の部材位置、横軸は、座屈の発生前と発生後で板厚方向に変位しない点を示す。
なお、図３の（Ａ）〜（Ｄ）は全て同一形状であるため、板厚方向に変位しない点は理想的には同一点となる。また、太い実線は降伏強さの小さい領域、太い点線は降伏強さの大きい領域を示している。

順に図を説明すると、（Ａ）は全て（全長）が降伏強さの小さい場合、（Ｂ）は衝撃力入力側に座屈の半波長分だけ降伏強さの大きいものに材料置換した場合、（Ｃ）は衝撃力入力側に座屈の１／１６波長分だけ降伏強さの大きいものに材料置換した場合、（Ｄ）は衝撃力入力側に、座屈の６／１６波長分の長さにわたり降伏強さの大きいものに材料置換している場合を示す。（Ａ）は降伏強さの小さい単一材料で構成されているため、稜線が折れ曲がり易く、衝撃吸収量は小さい。（Ｂ）は一部だけ降伏強度の大きいものに材料置換がされているが、その置換長さが座屈の半波長に一致するため、稜線の折れ曲がり難さにほぼ寄与せず、衝撃吸収量はほぼ向上しない。（Ｃ）はある程度稜線の折れ曲がり難さに寄与するが、降伏強度の大きい材料の置換長さが短すぎるため、衝撃吸収量は大きく向上しない。（Ｃ）に対し（Ｄ）は十分な長さで降伏強度の大きい材料に置換されているため、稜線が折れ曲がり難く、結果大きく衝撃吸収量が向上する。まとめると、変形初期に入力側端部が負担する衝撃吸収量は図３の不等式（（Ａ）＜（Ｂ）＜（Ｃ）＜（Ｄ））のようになる。

座屈の波長は部材の稜線間距離に大きく依存する。例えば正方形状の矩形断面を有する部材が蛇腹状に座屈してつぶれるとき、その座屈の半波長は稜線間距離と等しい長さになる。正方形の場合、一辺の長さが稜線間距離に等しいからである。
通常、矩形断面上のひとつの稜線間を有する平面内ではその稜線間隔を半波長とする座屈が生じるが、他面との干渉によりその波長はくずされ、平均的な波長で座屈を引き起こすと考えられる。

矩形断面の形状が、四角形で構成される場合、断面の縦、横の長さ（各辺の長さ）の平均、すなわち平均稜線間距離を目安とすればよい。一方、図４に示すように、四隅にそれぞれ曲率を有するコーナー部２を有し、コーナー部２を含んで閉断面を形成する略四角形からなる金属製中空柱状部材１であって、４辺のうちの少なくとも一辺以上に１つないし複数の凹み部３を有する場合、各辺長は、略四角形のコーナー部２および凹み部３の形成により生じた凸部４において曲率を取り除いたときの形状を元に算出すると、以下のようになる。

図４の２つのコーナー部２の間を示した図５を参照しながら説明すると、即ち、端部にある凸部４については凸部の肩部端点５から端部６までを結んだ直線の長さ（ＬｉおよびＬｋ）を辺長とし、凹み部３については隣接した凸部４の肩部端点５を直線で結んだ長さＬｊ、および凹みの深さ、すなわち端点５と端点７の間の高さＬｄを辺長とする。また、中間にある凸部の場合（図示しない）は凸部の肩部端点間の直線距離とする。端点５および端点７に曲率を付与するときは、その曲率半径を０ｍｍとしたときの形状を元に、各辺の辺長を算出する。また、総辺数は各頂点（端点）を直線で結んだときの直線の総数とする。図中の＜＞で囲んだ数字はある一辺中の辺数を左端から数えたときの例であり、図５の場合、略四角形の１辺について、辺数は５となるので、図４のように、残る３辺も同じ形状であれば、総辺数は２０となる。
従って、平均稜線間距離＝（４×８０＋８×１０）／２０＝２０ｍｍとなる（１辺の長さが８０ｍｍの正方形断面で、１０ｍｍの深さの凹み部を４辺に有する場合）。
したがって、平均稜線間距離を目安とし、平均稜線間距離より小さい長さで、長手方向に垂直な断面にわたって降伏強さの大きい箇所（領域）を有することが望ましい。

稜線部の負担を向上させるためには、入力側端部近傍にのみ降伏強さの大きいを材料に置換することで、入力側端部に発生する初期の座屈を若干引き起こし難くし、稜線部の負担を向上させることができる。しかし、降伏強さの大きい領域が少なすぎると、座屈による折れ曲がり部に降伏強さの大きい材料が配置されず、その結果、座屈発生の抑制効果は得られない。よって、降伏強さの大きいものへ材料置換する領域の長手方向の長さは、下限として平均稜線間距離の１／６とする。

一方、上述のとおり座屈の半波長内での部材の変形挙動の制御が稜線部の衝撃吸収量の増大につながるため、降伏強さの大きい箇所が多すぎ、座屈の半波長、すなわち平均稜線間距離を越えても大きな衝撃吸収量の増大は見込めない。さらには、降伏強さの大きい領域が多いと、その領域は変形し難いため曲げを誘発する大きなモーメントが生じ、図２（ｃ）のように折れ曲がり、大きく衝撃吸収量を損なうおそれがある。したがって、上限として平均稜線間距離の１倍未満とする。好ましくは平均稜線間距離の１／５以上、４／５以下が好適である。さらに好ましくは平均稜線間距離の１／４以上、３／４以下とするのが最適である。

次に（２）および（３）に係る本発明について説明する。
座屈による折れ曲がりの大きい箇所は部材内で２箇所以上の複数あり、その複数箇所に降伏強さの大きい領域を配置することで、上記の理由により入力側端部だけでなく、それ以外の箇所においても座屈発生の抑制効果が得られ衝撃吸収能を高めることができる。また、折れ曲がりの大きい箇所は、座屈周期に依存するため、例えば、平均稜線間距離をＷ［Ｍ］、部材長さをＬ［Ｍ］としたとき、部材はＷ［Ｍ］を半波長とする蛇腹状の座屈を引き起こすため、多くとも長手方向に（Ｌ＋Ｗ）／Ｗ 箇所の曲率半径の小さい折れ曲がり箇所が存在する。したがって、曲率半径の小さい折れ曲がり箇所に対し降伏強さの大きい材料に置換することで（すなわち、降伏強さの大きい箇所の個数は最大（Ｌ＋Ｗ）／Ｗ個：小数点以下削除）、座屈発生を抑制し衝撃吸収能の向上につながる。
従って、長手方向で降伏強さの大きい領域を２個以上（Ｌ＋Ｗ）／Ｗ個以下（小数点以下削除）とすることが好ましい。

実施例を参照しながら、本発明を具体的に説明する。
（実施例１）

材料がＪＳＣ５９０Ｙ（降伏強さは４３０ＭＰａ）で板厚が１．４ｍｍの板材２つを断面形状がコの字型にプレス成形後（壁部高さ４０ｍｍ、天井部の幅８０ｍｍ、長手方向の長さ３６０ｍｍ）、コの字型の開口部が対向するように突合せ、突合せ部をスポット溶接で接合することにより一辺の長さが８０ｍｍの正方形断面をもつ高さ（長手方向長さ）３６０ｍｍの中空の角パイプを得た。さらに材料がＪＳＣ９８０Ｙ（降伏強さは８００ＭＰａ）で板厚が１．４ｍｍの板材で同様の角パイプ（一辺の長さが８０ｍｍの正方形断面で高さ（長手方向長さ）４０ｍｍ）を作成し、ＪＳＣ９８０Ｙの角パイプにのみ同材料を用いて溶接により一方の端部にのみ蓋を被せた。そして、上記２つの角パイプの長手方向端部を突合せ四周を溶接により結合させ、長手方向で、端部の降伏強さが大きい２種の材料で構成された長手方向の長さ４００ｍｍの中空の角パイプを得た。上記の方法により、ＪＳＣ９８０Ｙ側（降伏強さの大きい側）の長手方向長さを１０ｍｍ、２０ｍｍ、３０ｍｍ、４０ｍｍ、５０ｍｍ、６０ｍｍ、７０ｍｍ、８０ｍｍと変え、全長を４００ｍｍとする角パイプをそれぞれ作成した。
また、部分的な材料置換の有効性を確認するため、全てＪＳＣ９８０Ｙからなる角パイプ（長手方向長さ４００ｍｍ）を作成した。すべての部材形状は同様であり、平均稜線間距離は８０ｍｍである。

すべての作成部材に対し、落重試験により初期変形時の、ここでは長手方向の１／１０に当たる４０ｍｍだけつぶれたときのエネルギー吸収量を比較した（図７）。図７中の縦軸はエネルギー吸収量、横軸はＪＳＣ９８０Ｙ側の長手方向長さである。
平均稜線間距離の１／２に当たる４０ｍｍだけＪＳＣ９８０Ｙに材料に置換した角パイプは、エネルギー吸収量が高く、全てＪＳＣ９８０Ｙの角パイプに比べても大きな差異がなかった。また、平均稜線間距離の１／８に当たる１０ｍｍだけ材料置換した角パイプ、および平均稜線間距離（８０ｍｍ）だけ材料置換した角パイプは他に比べエネルギー吸収量が低かった。
（実施例２）

材料がＪＳＣ５９０Ｙ（降伏強さは４３０ＭＰａ）で板厚が１．４ｍｍの板材４つを断面形状がコの字型にプレス成形後（壁部高さ４０ｍｍ、天井部の幅８０ｍｍ、長手方向の長さ１６０ｍｍ）、コの字型の開口部が対向するように突合せ、突合せ部をスポット溶接で接合することにより一辺の長さが８０ｍｍの正方形断面をもつ高さ（長手方向長さ）１６０ｍｍの中空の角パイプを２つ得た。さらに材料がＪＳＣ９８０Ｙで板厚が１．４ｍｍの板材４つで同様（一辺の長さが８０ｍｍの正方形断面で、高さ（長手方向長さ）４０ｍｍ）の角パイプを２つ作成し、ＪＳＣ９８０Ｙ（降伏強さは８００ＭＰａ）の角パイプのうち１つにのみ同材料を用いて溶接により一方の端部にのみ蓋を被せた。そして、４つの角パイプの四周を溶接により交互に結合させ、図８に模式的に示した角パイプを得た（部材Ａと呼称）。

また、部分的な材料置換の有効性を確認するため、実施例１で作成した全てＪＳＣ９８０Ｙで全長を４００ｍｍとする角パイプ（部材Ｂと呼称）、ＪＳＣ９８０Ｙ側（降伏強さの大きい側）の長手方向長さを端部のみ４０ｍｍとして全長を４００ｍｍとする角パイプ（部材Ｃと呼称）と、衝撃吸収能の観点から比較した。さらに、材料が全てＪＳＣ５９０Ｙで同形状の角パイプ（板厚が１．４ｍｍ、一辺の長さが８０ｍｍの正方形断面で、高さ（長手方向長さ）４００ｍｍ、同材料を用いて溶接により一方の端部にのみ蓋あり）を作成し（部材Ｄと呼称）、衝撃吸収量を比較した。すべての部材形状は同様であり、平均稜線間距離はいずれも８０ｍｍである。

すべての作成部材に対し、落重試験により初期変形時の、ここでは長手方向の１／１０に当たる４０ｍｍだけつぶれたときのエネルギー吸収量を比較した（図９）。図９中の縦軸はエネルギー吸収量、横軸はそれぞれの部材を示す。
部材Ａは、全てＪＳＣ５９０Ｙの角パイプである部材Ｄに比べて極めてエネルギー吸収量が高く、全てＪＳＣ９８０Ｙの角パイプである部材Ｂに比べても大きな差異がなかった。さらに端部のみ降伏強さの大きい材料に変更した部材Ｃよりも若干エネルギー吸収量が向上した。

本発明の一例である中空柱状部材を模式的に示す説明図である。 中空柱状部材の軸圧潰の典型例を模式的に示す説明図であり、それぞれ（ａ）は衝撃力付与前の状態、（ｂ）は衝撃力付与後の初期状態、（ｃ）は座屈変形後の状態を示す。 中空柱状部材の長手方向に衝撃力が入力された場合の初期変形時におけるエネルギー吸収量の大小と、入力側端部を降伏強さの大きいものに材料置換した場合の置換量の関係（（Ａ）〜（Ｄ））を模式図に示す説明図である。 本発明の一例である中空柱状部材の軸方向の一断面における形状を模式的に示す説明図である。 図４の断面の一部における各辺長および辺数を示す説明図である。 平均稜線間距離と座屈半波長の関係を示すグラフである。 入力側端部を降伏強さの大きい材料に置換した場合の置換量（入力側端部からの距離で表示）とエネルギー吸収量との関係を示すグラフである。 実施例２で作成した中空柱状部材を模式的に示す説明図である。 実施例２において、材料置換位置および量を変更した部材とエネルギー吸収量との関係を示すグラフである。

符号の説明

１ 金属製中空柱状部材
２ コーナー部
３ 凹み部
４ 凸部
５ 肩部端点
６ 端部
７ 端点

Claims (3)

1. 断面が略四角形の鋼製中空柱状部材であって、該部材端部から長手方向に部材の平均稜線間距離の１／６倍以上１倍未満の領域とその他の領域が、互いの領域の端部を突合せ四周溶接されることにより、長手方向に該両領域が結合されており、前者の前記領域の降伏強さが、後者の前記その他の領域の降伏強さより大きいことを特徴とする鋼製中空柱状部材。
   ここで、稜線とは部材の長手方向の隣り合う側面どうしの境界線をいい、平均稜線間距離とは、部材の長方向の垂直断面において、各辺の長さの平均をいう。
2. 降伏強さの大きい領域が、長手方向に複数、部分的に存在し、降伏強さの低い領域と互いの領域の端部を突合せ四周溶接されることにより、長手方向に該両領域が結合されていることを特徴とする請求項１記載の鋼製中空柱状部材。
3. 部材の長手方向に垂直な断面で、縦と横の長さの平均を平均稜線間距離Ｗ［Ｍ］とし、部材長さをＬ［Ｍ］としたとき、降伏強さの大きい領域の個数が２個以上（Ｌ＋Ｗ）／Ｗ個以下（小数点を含まない）であることを特徴とする請求項２記載の鋼製中空柱状部材。

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