JP5787044B2 - 衝撃吸収部品 - Google Patents

Description

本発明は、自動車等の輸送機関に使用される衝撃吸収部品に関する。

輸送機関の安全基準は年々高くなっており、衝突時に、輸送機関の機能を損傷しても、キャビンの乗員を守ることが最重要となっている。このため、キャビン周囲のフレームには、衝突時のエネルギーを吸収して、キャビン内に伝わる衝撃を緩和する目的で、高強度鋼板の適用が進み、衝突安全性の向上が図られている。

さらに、近年、衝突安全性のみならず、衝突後のリペア性を考慮して、クラッシュボックスのような交換可能な衝撃吸収部品で衝撃を吸収させる車種が増大している。当該衝撃吸収部品は、キャビンの前面及び後面に、衝撃吸収部品の衝撃吸収方向が自動車の長手方向となるよう装着され、衝突時に衝撃吸収部品が衝撃吸収方向に圧潰変形することにより、衝撃エネルギーを吸収する。このため、当該衝撃吸収部品には以下の特性が要求される。
［１］高い衝撃エネルギー吸収能を有する。
［２］自動車の衝突は必ずしも衝撃吸収部品の衝撃吸収方向と平行ではないため、衝撃吸収方向と交差する方向（例えば、衝撃吸収方向との交差角度が１０度の斜め方向）から衝撃荷重が負荷される場合においても、衝突エネルギーを吸収できる。
［３］燃費効率を確保するため、軽量である。

衝撃吸収部品の形状は、自動車技術会論文集、ｎｏ．７ （１９７４）、ｐ．６０）に記載されているように、ハット形の断面形状の部品に設けられたフランジを介して裏板を溶接した閉断面の箱型形状（図１Ｅ参照）などの中空形状が一般的である。

衝撃吸収部品が衝撃エネルギーを吸収するときの変形挙動を図１Ａ〜図１Ｈにより説明する。ここで、図１Ａ〜図１Ｄは、変形前から最初の座屈変形完了までの斜視図である。本明細書で言う衝撃吸収方向とは、衝撃吸収部品１の稜線方向が上下方向になるよう設置したときに、設置面４に対して垂直な方向である（図１Ａの矢印Ｐ２）。さらに、図１Ｅ〜図１Ｇは、各変形時の衝撃吸収方向（矢印Ｐ２）に対して垂直の水平断面の形状を示す。なお、図１Ｂの点線は、衝撃が加わった直後の側面２の中央部の変形挙動を示し、図１Ｆ及び図１Ｇの点線は、変形前の水平断面である。

衝撃吸収方向（矢印Ｐ２）に衝撃荷重Ｐ１が加わると、まず、剛性の小さい側面２の中央部で面外方向（面に対し、垂直に貫く方向）に膨らむ（もしくはへこむ）弾性変形が周期的（周期Ｈ）に生じる（図１Ｂの点線及び図１Ｆの実線）。一方、剛性の大きい稜線３は、高さ方向に圧縮変形する。ここで、側面で生じる弾性変形は、チモシェンコ著、座屈理論、コロナ社、１９７１、ｐ２２１−２２５（以下、単に「チモシェンコ」という。）に示すように周辺を単純支持された板の弾性座屈と等価であり、変分原理から、座屈波長Ｈは板幅（側面２の幅（稜線間の間隔））と等しくなる。

さらに、衝撃吸収方向（矢印Ｐ２）に変形が進行すると、側面２の弾性変形は中央部から稜線３の方向に広がり、かつ面外方向の変形も大きくなる。一方、稜線３でも、圧縮ひずみ量が増大する。そして、側面２の面外変形が稜線３に到達した時点で、弾性変形量が最も多い箇所に応力集中し、稜線３の折れが発生する。そして側面２及び稜線３の双方で、局所的な塑性座屈（しわ状の変形）を開始する（図１Ｃの点線部及び図１Ｇ）。さらに変形が進行すると、稜線３、側面２が完全に折れて接触し、最初の周期の座屈変形が完了する（図１Ｄ）。このときの圧潰変位は、周期Ｈと一致する。そして、別の断面で同様な座屈変形が開始する。以上のような座屈変形を繰り返すことで、衝撃吸収部品１は、図１Ｈのような蛇腹状（アコーディオン状）に圧潰変形し、衝撃エネルギーを吸収することが知られている（上記自動車技術会論文集）。

なお、以降、本明細書では、Ｈを圧潰変形時の座屈波長、衝撃吸収方向に変形して図６に示すように蛇腹状に変形する圧潰を軸圧潰、衝撃吸収方向に垂直に切断した断面を部品断面と定義する。

次に、このときの衝撃吸収方向の変位と荷重との関係を、図２により説明する。衝撃荷重が加わり稜線３の折れが発生する（図１Ｂから図１Ｃ間の変形に対応）までは荷重は上昇し（図２、Ｏ→Ａ）、最初の座屈変形時に最大荷重Ｐｍ_１に到達する。その後、稜線３の塑性座屈が開始すると、塑性座屈の進行（図１Ｃから図１Ｄ間の変形に対応）とともに稜線３で吸収できるエネルギー量が減少するため、荷重が低下する（図２、Ａ→Ｂ）。側面２が完全に折れて接触して最初の座屈変形を完了すると、第２周期の変形が同様に開始し、荷重は稜線３が折れるまでは上昇（図２、Ｂ→Ｃ）、局所的な塑性座屈が開始して完了するまでは下降（図２、Ｃ→Ｄ）する。以後、この変位−荷重挙動を繰り返す。この結果、周期Ｈの蛇腹状（アコーディオン状）変形に伴い、加わる荷重も図２のように周期Ｈで上昇、下降を繰り返す。ここで、図２のＣ点、Ｅ点は、各々２回目の座屈変形時の最大荷重Ｐｍ_２、３回目の座屈変形時の最大荷重Ｐｍ_３である。また、Ｐｍ_１よりも２回目以降の最大荷重が小さいのは、最初の座屈により軸ブレが発生し、２周期以降に稜線３に加わる荷重が偏荷重になるからである。

衝撃吸収部品は上記のような図１Ａ〜図１Ｈ、図２の変位−荷重曲線プロファイル、圧潰変形を示すので、上記［１］を満足するためには、以下の対策を講じなければならない。

衝突時の吸収エネルギーは、変位−荷重曲線下部面積、即ち、（Ｗ：平均荷重）×（変位）に等しい。従って、Ｗを大きくすることが重要であり、Ｐｍ_ｉ（ｉ＝１，２，３・・・，ｎ）、並びに座屈変形回数ｎを大きくする程、Ｗが増大する。このためには、構成する板材の引張強度もしくは曲げモーメントを増加してＰｍ_ｉを増加する、かつ、座屈波長を小さくして座屈変形回数ｎを増加することが有効である。

また、斜め方向から衝撃荷重を負荷された場合、衝撃吸収部品に加わる荷重は偏荷重になる。従って、偏荷重に対しても、変位−荷重曲線下部面積を大きくできるように部品形状、材料強度を設計する必要がある。

一方、近年ＣＯ_２削減や、燃費向上の観点から、車体の軽量化が強く求められている。また、電気自動車等の次世代自動車では、大幅なＣＯ_２削減が期待できるものの、電池を搭載することで車体総質量が増加するため、十分な航続距離を得ることができず、次世代自動車が普及する上で大きな障壁となっていた。このような観点からも、自動車を構成する材料及び部品の大幅な軽量化が強く求められていた。

上記［３］の軽量化を図るためには、部品自体の軽量化のみならず、部品体積を小さくして周辺部材の容量増加を防止することも重要である。このためには、軽量部材で部品を構成すると同時に、構成材料の省略化や体積当たりの衝撃吸収エネルギーを向上できるような材料、形状を設計する必要がある。

従来、上記［１］〜［３］の特性を満足するため、以下の技術などが知られている。材料及び部品形状の双方の面から、対策がなされてきた。

例えば、特許第２７８３１００号公報では、残留オーステナイトの形態が衝撃吸収能に影響を与えることが開示されている。そして、良好な衝突性能を示す残留オーステナイト鋼の形態を得ることができる化学成分及び製造プロセスを規定することによって、残留オーステナイトを有する鋼板の衝突性能を向上させる発明が、開示されている。これは、鋼板の引張強度を向上させてＰｍ_ｉを増大させることを目的としている。しかしながら、座屈波長Ｈを小さくする効果がないため、座屈変形回数は増加しない。この結果、Ｐｍ_ｉが増大しても、吸収エネルギーの大幅な増加は困難である。特に、衝撃吸収部品の衝撃吸収方向を小さくすると、十分に衝撃を吸収することが困難なため、部品をコンパクトにして軽量化するのが困難である。

また、特開平７−２２４８７４号公報では、繊維強化樹脂からなる衝撃吸収部品が開示されている。脆性を有する樹脂材料を使用することにより逐次的な破壊が生じ、衝撃エネルギー吸収効率を増大させることができる。かつ、高強度の繊維で補強することにより、座屈強度を高めることを目的にしている。当該発明では、脆性材料を使用しているため、鋼材のような塑性材料の変形とは異なり、座屈変形部全体で衝撃エネルギーを吸収でき、衝撃エネルギー吸収効率が高い。さらに、補強繊維によりＰｍ_ｉも大きくなる。かつ、軽量材料で構成しているため、容易に軽量化もできる。しかしながら、製造性が低く、高コストであることが課題である。さらに、脆性破壊するので、破片が周囲に飛び散り、これが周囲の人、物体に害を及ほす可能性も考えられる。

自動車技術、ｖｏｌ．４７、ｎｏ．４（１９９３）、ｐ．５７には、クラッシュビードと称するノッチを側面に加工した衝撃吸収部品が開示されている。これは、衝突時の座屈変形の起点となるノッチを小間隔で側面に加工することにより、座屈波長を小さくし、座屈変形回数を増加することを目的とした技術である。しかしながら、ノッチをいれることにより、材料本来のＰｍ_ｉが発現できない可能性が高く、Ｗを効率的に大きくできない。さらに衝撃吸収方向と交差する方向から衝撃荷重に対して、ノッチが座屈開始起点として機能しない場合があり、座屈波長を小さくできない。

さらに、特開２００６−２０７７２４号公報では、内部に向けて凹んだ溝部を持つ多角形閉断面で構成し、かつ、断面の一部に曲げモーメントに差を設けた衝撃吸収部品が開示されている。多角形断面にすることにより稜線の間隔を小さくでき、座屈波長を小さくできる。さらに、内外反対方向に向けて凹んだ溝部を形成することにより、稜線の軸ブレを抑制して偏荷重を防止できる。この結果、安定して圧潰変形する。そして、曲げモーメントに差異を設けることにより、斜め方向からの衝突に対しても圧潰変形を軸方向に矯正でき、十分な衝撃エネルギー吸収が可能となる。しかしながら、座屈波長は稜線の間隔で決まるため、十分に座屈波長を小さくしてＷを大きくするためには、稜線間隔を相当小さくしなければならず、形状の自由度に制約がある。また、この衝撃吸収部品は、形状が複雑であるため形状制約がある上、単一の鋼材で構成されているため、車体の大幅な軽量化は困難であった。

また、特開２０１２−８１８２６には、多数の開口を有する金属製のコア材を２枚の金属製のスキン材で挟んで接合されたサンドイッチパネルが開示されている。しかしながら、サンドイッチパネルの周縁は、多数の開口が形成されない中実部となっており、開口形成部よりも剛性が高くなっているため、座屈波長が大きくなり、衝撃エネルギー吸収量が少なくなる。また、１つのパネルにおける剛性変化が大きいため、安定して圧潰変形させることが難しい。

以上のように、材料及び衝撃吸収部品の構造による対策がなされているものの、特性を十分に満足できる衝撃吸収部品の開発には至っていない。

本発明は、
（ａ）安定した蛇腹状の圧潰変形が可能。
（ｂ）座屈変形時の最大荷重Ｐｍ_ｉが大きい。
（ｃ）座屈波長Ｈが小さい。
（ｄ）衝撃荷重の負荷方向に関係なく、（ａ）〜（ｃ）を発現できる。
（ｅ）形状制約が比較的少なく、（ａ）〜（ｄ）を発現できる。
（ｆ）単純な部品形状で衝撃エネルギー吸収効率を向上させ、大幅な軽量化が可能である。
の特性を発現できる衝撃吸収部品を提供することを目的とする。

本発明者らは、上記課題を解決するために鋭意研究を重ねた結果、以下の項目を見出した。すなわち、金属板からなる一対の表層の間にコア層を接合積層してなり断面が一様な積層金属板を、少なくとも２つの稜線を有する形状に成形加工してなる衝撃吸収部品に適用する。これにより、部品の衝撃吸収方向の一方の端部に衝撃荷重を負荷された際に、平均荷重が高く、安定した蛇腹状の圧潰変形が可能であることを見出し、この知見に基づいて本発明を完成するに至った。

本発明は、以下を要旨とするものである。
（１） 部品の衝撃吸収方向の一方の端部に衝撃荷重を負荷された際に、軸圧潰変形により衝撃エネルギーを吸収する衝撃吸収部品であって、コア層の両面に前記コア層よりヤング率及び密度が大きい金属板からなる表層を接合積層してなり断面が一様な積層金属板を、少なくとも２つの稜線を有する形状に成形加工してなる部材を、部品断面の最長周長の５０％以上含んで構成され、前記表層の板厚（ｔｆ）と前記コア層の板厚（ｔｃ）との板厚比（ｔｃ／ｔｆ）が１０．０以下である衝撃吸収部品。
（２） 前記衝撃吸収部品の部品断面の形状がすべて開断面形状である（１）に記載の衝撃吸収部品。
（３） 前記衝撃吸収部品の部品断面の形状が一部開断面形状である（１）に記載の衝撃吸収部品。
（４） 前記衝撃吸収部品の部品断面の形状がすべて閉断面形状である（１）に記載の衝撃吸収部品。
（５） 前記積層金属板は、前記表層のヤング率（Ｅｆ）と前記コア層のヤング率（Ｅｃ）とのヤング率比（Ｅｃ／Ｅｆ）が１／１０〜１／１０００００である（１）〜（４）のいずれかに記載の衝撃吸収部品。
（６） 前記ヤング率比（Ｅｃ／Ｅｆ）が１／１０〜１／１０００である（５）に記載の衝撃吸収部品。
（７） 前記稜線の間隔が少なくとも１０ｍｍである（１）〜（６）のいずれかに記載の衝撃吸収部品。
（８） 前記表層と前記コア層とのせん断接着強度が２５ＭＰａ以上である（１）〜（７）のいずれかに記載の衝撃吸収部品。
（９） 前記表層とコア層の接合積層が、ろう材もしくは導電性接着剤での接着である（１）〜（８）のいずれかに記載の衝撃吸収部品。
（１０） 部品の衝撃吸収方向の一方の端部に衝撃荷重を負荷された際に、軸圧潰変形により衝撃エネルギーを吸収する衝撃吸収部品であって、コア層の両面に前記コア層よりヤング率が大きい金属板からなる表層が積層されており、前記表層の板厚（ｔｆ）と前記コア層の板厚（ｔｃ）との板厚比（ｔｃ／ｔｆ）が２．０〜７．０である断面が一様な積層金属板を成形加工してなる部材で構成された衝撃吸収部品。
（１１） 前記板厚比（ｔｃ／ｔｆ）が３．５〜５．０である（１０）に記載の衝撃吸収部品。
（１２） 前記表層のヤング率（Ｅｆ）と前記コア層のヤング率（Ｅｃ）とのヤング率比（Ｅｃ／Ｅｆ）が１／１０〜１／１０００である（１０）又（１１）に記載の衝撃吸収部品。
（１３） 前記積層金属板は、少なくとも４つの稜線を有する形状に成形加工されており、前記稜線の間隔は、それぞれ５０〜８０ｍｍである（１０）〜（１２）のいずれかに記載の衝撃吸収部品。
（１４） 前記積層金属板は、前記表層及び前記コア層の間に接合層をさらに備え、前記接合層のせん断弾性率が３０〜５００ＭＰａである（１０）〜（１３）のいずれかに記載の衝撃吸収部品。

本発明によれば、前記（ａ）〜（ｅ）を満足する衝撃吸収部品を提供することができる。この結果、本発明の衝撃吸収部品を使用すれば、正面のみならず斜め方向からの衝突に対してもキャビンの乗員を保護できる。かつ、接合部材を損傷することなく衝撃エネルギーを吸収するので、メンテナンスも容易で、かつ効率的である。さらに本発明の衝撃吸収部品は、比較的少ない形状制約で上記の衝突に対して衝撃エネルギーを十分に吸収できるので、コンパクトに収納でき、周囲の部材の重量増を招かない。かつ、軽量材から構成されるので部品自体も軽量化できる。この結果、燃費向上にも有効である。

図１から図１７は、第１実施形態に係る。図１Ａは、衝撃吸収方向に荷重を負荷した場合の代表的な変形挙動を示す斜視図。 衝撃吸収方向に荷重を負荷した場合の代表的な変形挙動を示す斜視図。 衝撃吸収方向に荷重を負荷した場合の代表的な変形挙動を示す斜視図。 衝撃吸収方向に荷重を負荷した場合の代表的な変形挙動を示す斜視図。 衝撃吸収方向に荷重を負荷した場合の代表的な変形挙動を示す断面図。 衝撃吸収方向に荷重を負荷した場合の代表的な変形挙動を示す断面図。 衝撃吸収方向に荷重を負荷した場合の代表的な変形挙動を示す断面図。 衝撃吸収方向に荷重を負荷した場合の代表的な変形挙動を示す写真。 衝撃吸収方向に荷重を負荷した場合の代表的な荷重−変位曲線図。 積層金属板の構成を示す断面図。 積層金属板の座屈変形時の表層及びコア層の変形挙動を示す模式図。 積層金属板の座屈変形時の表層及びコア層の変形挙動を示す模式図。 積層金属板の座屈変形時の表層及びコア層の変形挙動を示す模式図。 積層金属板の座屈変形時の表層及びコア層の変形挙動を示す模式図。 積層金属板の座屈変形時の表層及びコア層の変形挙動を示す模式図。 稜線を１つのみ形成した部材に衝撃吸収方向に荷重を負荷した場合の変形挙動を示す斜視図。 衝撃吸収方向に荷重を負荷した場合の代表的軸ブレを示す写真。 実施例で用いた一部開断面形状の衝撃吸収部品を示す斜視図。 実施例で用いた一部開断面形状の衝撃吸収部品を示す、図７ＡのＡで切断した断面図。 実施例で用いた一部開断面形状の衝撃吸収部品を示す、図７ＡのＢで切断した断面図。 “Ｖ字型”変形を示す写真。 積層金属板の厚み構成が変化した場合の座屈変形を示す模式図。 積層金属板の厚み構成が変化した場合の座屈変形を示す模式図。 本発明の衝撃吸収部品の応用例を示す斜視図。 実施例で用いた開断面形状の衝撃吸収部品を示す断面図。 実施例で用いた開断面形状の衝撃吸収部品を示す斜視図。 実施例で用いた閉断面形状の衝撃吸収部品を示す断面図。 実施例で用いた閉断面形状の衝撃吸収部品を示す斜視図。 実施例に用いた複数の稜線を有する多角形の部品断面形状を有する部材を示す説明図。 実施例で用いた一部開断面形状の衝撃吸収部品を示す斜視図。 比較例で用いた円筒形状の衝撃吸収部品を示す断面図。 比較例で用いた円筒形状の衝撃吸収部品を示す、図１５ＡのＣで切断した断面図。 比較例に用いた稜線を１つのみ形成した部材を示す斜視図。 比較例に用いた稜線を１つのみ形成した部材を示す、図１６ＡのＤで切断した断面図。 コア層に金網を有する積層金属板を示す断面図。 図１８Ａから図２０は、第２実施形態に係る。図１８Ａは、衝撃吸収部品の形状の一例を示す斜視図。 衝撃吸収部品の形状の他の例を示す斜視図。 実施例１０３、比較例１０１及び１０２において、Ｅ_ｃ／Ｅ_ｆに対する平均座屈波長を示す線図。 衝撃吸収部品の形状に対する平均座屈波長を示す線図。

以下、本発明の実施の形態を、図を参照して説明する。なお、本明細書及び図面において、実質的に同一の機能構成を有する要素においては、同一の符号を付することにより重複説明を省略する。

［第１実施形態］
本実施形態は、部品の衝撃吸収方向の一方の端部に衝撃荷重を負荷された際に、衝撃エネルギーを吸収する衝撃吸収部品である。この衝撃吸収部品は、適正なヤング率と密度のコア層の両面に金属板を接合積層してなり断面が一様な積層金属板を、少なくとも２つの稜線を有する形状に成形加工してなる部材を含んで構成される。なお、本明細書において、稜線とは、衝撃吸収部品の衝撃吸収方向に対して垂直な断面の形状が直線部分を有する場合の、直線部分同士で形成される角部（角度は０°超１８０°未満）を、衝撃吸収方向に連続して結んだ線である（図１の稜線３参照）。

図３に示すように、本実施形態の衝撃吸収部品を構成する積層金属板９は、コア層１０の両面にそれぞれ金属板（表層５Ａ、５Ｂ）が積層された構造、即ち、表層５Ａ上にコア層１０が積層され、さらにその上に表層５Ｂが積層された構造を有している。本実施形態は、コア層１０が、表層５Ａ、５Ｂのヤング率（Ｅ_ｆ）未満のヤング率（Ｅ_ｃ）と密度を有する板状層である。積層金属板９の断面全体に一様なコア層１０が存在することが好ましい。コア層１０のヤング率（Ｅ_ｃ）は、ＪＩＳ Ｚ２２４１（金属材料）及びＪＩＳ−Ｋ７１１３に準拠した引張試験により評価することができる。コア層１０が複数の物質が組み合わされた構造体の場合、ヤング率（Ｅ_ｃ）は、その構造体に対する同軸方向の歪と応力の比例定数（縦弾性係数）となる。

ここで、断面が一様とは、積層金属板の断面全体に一様な表層とコア層が存在することをいう。一様には、金網のように周期的（規則的）に構成されたものも含む。周期は一定に限られず、若干変化していてもよい。断面全体において、周期的な部分と非周期的な部分が組み合わされたようなものは、一様には含まれない。

本実施形態の衝撃吸収部品は、少なくとも２つの稜線を有する形状に加工した積層金属板９の軸圧潰変形（図１Ｈ）を利用することにより、効率的に衝撃エネルギーを吸収できる。従って、衝撃エネルギーを吸収する際に、当該衝撃吸収部品の変形モードの５０％以上が軸圧潰モードで変形する範囲の方向から衝撃荷重が加わることを想定している。当該条件を満足するような衝撃荷重の入力方向は、衝撃荷重の大きさ、速度によって異なるが、衝撃吸収方向に対する交差角が０°以上、６０°未満が目安になる。６０°以上の場合、衝撃荷重による当該部品の変形モードは、軸圧潰ではなく横荷重（衝撃吸収方向と直角の荷重）による曲げ圧潰変形モードが主になる場合が多い。好ましくは、衝突荷重の入力方向が、４５°以下、より好ましくは３０°以下になるように設置することである。それにより、軸圧潰変形モードの占める割合がより大きくなり、一層効率的に衝撃エネルギーを吸収できる。また、上記の輸送機関の衝撃吸収部品への適用も想定しているので、衝撃荷重の加わる速度は、１ｍ／ｈ以上５００ｋｍ／ｈ以下を想定している。

ここで、積層金属板９のコア層１０とは、表層５Ａ、５Ｂを構成する金属板より低いヤング率と密度を有する板状層である。板状層は、ヤング率と密度が表層５Ａ、５Ｂよりも低ければよく、後述するように材質及び構造を特に規定するものではない。従って、稜線３が１つの場合は“Ｌ字型形状”、２つ以上の稜線を有するとは、１箇所以上を“Ｕ字型もしくはＳ字形状”に加工した形状である。なお、図１Ｅのハット型形状の稜線３は４つである。

次に、本実施形態の衝撃吸収部品が、効率的にエネルギー吸収できる理由を詳細に説明する。

本実施形態の衝撃吸収部品は、密度の低いコア層１０と金属板５の接合積層体で構成しているため、単一金属板に比較して密度が小さい。この結果、コア層１０の厚さを増大しても、積層金属板９の質量の増加を極力抑制することが可能である。従って、質量等価の単一金属板と比較して、高い曲げ剛性を発現できる。チモシェンコに開示されているように、座屈変形時の最大荷重Ｐｍ_ｉは、構成する板の曲げ剛性の関数（（１）式参照）になり、曲げ剛性が大きいほどＰｍ_ｉは増大する。よって、積層金属板９の剛性増加効果により、Ｐｍ_ｉを増大できる。
Ｐｍ_ｉ＝ｋπ^２Ｄ／ｂ^２ ・・・（１）
なお、ｋは比例定数、Ｄは曲げ剛性、ｂは衝撃吸収部品側面の幅である。

一方、座屈変形の小波長化は、以下のメカニズムにより、達成される。

本実施形態の衝撃吸収部品を構成する積層金属板９は、低ヤング率のコア層１０が両面の金属板５を接合拘束しているから、弾性バネ２０でお互いを拘束した２枚の表層材２１としてモデル化できる（図４Ａ）。表層材２１の変形自由度には差異があるが、この２枚板の軸圧潰変形モードは、弾性床上の板の圧潰変形モード（図４Ｂ）と等価である。弾性床２２が弾性バネ２０に相当する。弾性バネ２０で拘束した２枚の表層材２１（図４Ａ）では、２枚板（表層材２１）両方が非固定、弾性床２２上の表層材２１（図４Ｂ）では、１枚の板（表層材２１）のみが非固定である。しかしながら、どちらも軸圧潰エネルギーを、弾性バネ２０の伸び変形と表層材２１の変形とで吸収する。かつ、変分原理から、変形エネルギー総和が最小になる変形になる。ここで、表層金属板はチモシェンコに記載されているように、稜線間の間隔と等しい波長Ｈ１（図４Ｃ）で変形したとき、エネルギーｅ_ｆが最小となる。一方、弾性床の変形は、伸びを極力小さくした方がエネルギーを小さくできる。この結果、図４Ｄに示すように稜線間の間隔よりも小さい波長Ｈ_２で変形したときに、エネルギーｅ_ｃが最小になる。従って、弾性床２２上の板の座屈波長は、ｅ_ｃ，ｅ_ｆの大きさのバランスで決まり、Ｈ_１より小さく、かつＨ_２よりも大きい値になる（図４Ｃ、図４Ｄ）。

本実施形態を構成する積層金属板９も同様の原理により、小波長化することを説明できる。すなわち、表層５Ａ、５Ｂは、大きい波長で座屈した場合に変形エネルギーが小さくなる。コア層１０は、小さな波長で座屈した場合に変形エネルギーが小さくなる。積層金属板９は、表層５Ａ、５Ｂとコア層１０との変形エネルギーの大小関係でバランスし、かつ、双方の変形エネルギーの和が最小になるような波長で座屈変形する。小さな波長となり易いコア層１０の変形寄与があるため、単一材料で構成された衝撃吸収部品と比較して、本実施形態の衝撃吸収部品は小さい波長で圧潰変形することが可能になる。

一方、積層金属板９のコア層１０のヤング率を表層５Ａ、５Ｂ以上にした場合の変形は、剛体によって拘束した２枚の金属板としてモデル化できる。この場合、コア層は（図４Ｃ、図４Ｄ）のような伸び変形をしないで、剛体２３として２枚の表層材２１の距離を一定に保つ。変形エネルギーは、平面保持（変形前に材軸に直交していた断面は、変形後も材軸に直交した断面になる）した変形（図４Ｅ）をするときに最小になる。この結果、座屈波長を小さくすることができない。従って、本実施形態を構成する積層金属板９のコア層１０のヤング率は表層５Ａ、５Ｂのヤング率未満でなければならない。

さらに、本実施形態の積層金属板９は、少なくとも２つの稜線３を有する形状に加工されていなければならない。稜線３を構成することによりコ−ナーができる。コーナー部は側面２よりも剛性が大きいので、座屈変形時の最大荷重Ｐｍ_ｉを一層大きくできる。さらに、稜線３は２つ以上でなければならない。稜線３が１つの場合、稜線３を挟む側面の一方の周端面が自由端面になる。この結果、圧潰荷重が加わると図５のように側面のなす角を拡大するような変形モードを生じる。これにより、境界条件が変化して、ねじれ変形が生じて座屈変形が安定せず、上記の積層金属板のメリットを十分発現できない。

以上の理由により、本実施形態の衝撃吸収部品は、高い座屈変形時の最大荷重Ｐｍ_ｉを維持し、かつ、小波長で座屈変形できるため、座屈回数を大きくして高い平均荷重Ｗが実現できる。この結果、衝撃エネルギー吸収量を大きくすることができる。さらに、変形中に境界条件が変化することなく、安定して座屈できる。この結果、効率的に衝撃エネルギーを吸収できる。

また、小波長で座屈変形する他の効果として、単一金属板における座屈変形時の軸ブレ（図６）のような現象の発生を抑制できる。この結果、座屈を安定させ、再現性よく衝撃エネルギーを吸収できる。同時に衝撃吸収方向に対して斜めに交差する方向からの荷重（これらは偏荷重として衝撃吸収部品に加わる）に対しても、安定してエネルギー吸収をすることができる。

本実施形態の衝撃吸収部品は、ヤング率及び密度が上記条件を満たす適正な積層金属板９を少なくとも２つの稜線３を有する形状に加工してなる部材を含んで構成していればよく、特に稜線３の形態を限定するものではない。従って、稜線３は２つ以上であればよく、衝撃吸収方向に平行でも、衝撃荷重負荷方向に対して末広がりに配置されていても、あるいはこの逆でもよい。好ましい稜線３の数は２５本以下である。２５本超になると、賦形が困難になる。

また、本実施形態の衝撃吸収部品の形状も、上記の条件を満足していれば良く、特に規定するものではない。上記特開２００６−２０７７２４号公報に記載されているようなクラッシュビードを側面に付与する衝撃吸収部品を特定の形態に加工するなどの形状でもよいが、本実施形態の必要条件ではない。よって、従来技術に比較して形状制約が少なく、目的に応じて形態を選択できる。例えば、簡単なプロセスで衝撃吸収部品を成形加工するのであれば、単純なＵ字型やＳ字型、ハット型のような四角型などを選択できる。また、斜め方向からの荷重に対するエネルギー吸収を、形態からも、より安定化する目的で、衝撃荷重方向に対して垂直な断面形状を、多数の稜線を有する多角（四角超）形にし、より等方的な形態にすることもできる。より好ましくは、賦形性と斜め荷重に対するエネルギー吸収能の安定性とのバランスから、六〜八角形断面である。さらに、衝撃荷重負荷方向に対して末広がりに配置された２本の稜線を少なくとも有する形状にし、端面の断面形状が異なる形態にすることも可能である。当該形状は、衝撃荷重を初期に受ける側の断面を小さくすることにより、Ｐｍ_１（元来、Ｐｍ_１＞Ｐｍ_ｊ（ｊ＞１））を小さくし、衝撃荷重が他の部材に伝播するのをより確実に抑制するのに有効である。あるいは、逆に衝撃荷重負荷方向に対して尻つぼみに配置された２本の稜線を少なくとも有する形状にすることも可能である。この場合、衝撃荷重を初期に受ける側の断面を大きくできるので、Ｐｍ_１を大きくできる。この結果、部品の初期衝撃耐力が必要な用途（部品を壊れにくくするような用途）に好適に応用できる。

さらに、本実施形態の衝撃吸収部品の高さｈも特に規定するものではない。ここで衝撃吸収部品の高さｈとは、衝撃吸収部品の衝撃吸収方向軸に射影した高さであり、多くの場合、実質的な衝撃吸収部品高さを意味する。座屈１波長当たりの衝撃エネルギー吸収能は部品断面及び構成する材料で決まるので、好ましい部品高さはこれらに応じて決定することができる。例えば、座屈１波長当たりの衝撃エネルギー吸収能は、構成する積層板の塑性曲げモーメントＭ_ｐ、部品断面の最長周長Ｌ_ｍとの積の関数になる。従って、目標とするエネルギー吸収量Ｕ_０とすると、部品高さｈ≦（Ｕ_０／Ｍ_０）Ｌ_ｍのとき、当該衝撃吸収部品のみでは衝撃エネルギーを吸収しきれない場合がある。よって、ｈ＞（Ｕ_０／Ｍ_ｐ）Ｌ_ｍであるがことが好ましく、より好ましくはｈ＞２×（Ｕ_０／Ｍ_ｐ）Ｌ_ｍである。一方、ｈ≦（１００×Ｕ_０／Ｍ_ｐ）Ｌ_ｍであることが好ましい。ｈ＞（１００×Ｕ_０／Ｍ_ｐ）Ｌ_ｍの場合、衝撃エネルギーに関与しないで健全な部位が多数残留し、質量当たりの衝撃吸収能を低下する場合がある。

さらに、本実施形態の衝撃吸収部品の部品断面の形態は、開断面（図１１Ａ、図１１Ｂ参照）、閉断面（図１２Ａ、図１２Ｂ参照）、あるいは断面の一部に開口部を設けた閉断面（図１４参照）でもよい。また、側面にビードを施した形態、側面に空孔を設けた一部が開断面となる形態（図７Ａ〜図７Ｃ）、衝突開始箇所に一部切り欠きを入れた形態などでもよい。

軽量性を重視する場合は、稜線を２つ確保した上で少なくとも１つの側面（後述する実施例では背板を形成する側面）を省略し、部品断面を開断面にすることが好ましい。本実施形態の衝撃吸収部品は、適正な積層金属板９を２つ以上の稜線を有する形状に成形した部材で構成されるため、小波長で安定して座屈する。この結果、後述する実施例に示すように開断面にして背板を省略しても、衝撃吸収部品が“Ｖ字型”に変形することなく蛇腹状に変形する。一方、単一金属板を２つ以上の稜線を有する形状に成形した場合、当該衝撃吸収部品は稜線間の間隔と等しい波長Ｈ_１で座屈する。この結果、開断面にした場合、後述する比較例に示すように自由端部では大きく内側に入り込むような変形が生じ、“Ｖ字型”に変形し、安定して蛇腹状のしわを形成できない（図８）。この結果、単一金属板で構成される場合、開断面では効率的に衝撃エネルギーを吸収することが困難である。従って、開断面でも安定して衝撃エネルギーを吸収できることは、本実施形態の特色の１つである。なお、部品断面を開断面にする他の効果として、溶接の省略、部品と車体との締結自由度アップ（開断面であるため、Ｌ字板を通じてのボルト止めなども可能）などもある。

さらに、衝撃吸収部品の軽量性とねじり剛性を重視する場合には、部品断面の一部に開口部を設けた閉断面、側面に空孔を設けた一部開断面にすることが望ましい。閉断面部を設けることによりねじり剛性が増大する。本実施形態の衝撃吸収部品は、元来、開断面にしても安定して蛇腹状に変形してエネルギー吸収できるポテンシャルがあるので、開孔した側面には“Ｖ字型変形”を抑制するほどの強度を持たせる必要はない。この結果、単一金属板からなる衝撃吸収部品に比較して、設計の自由度が大きい。

また、衝撃吸収部品のねじり剛性や曲げ剛性を一層重視する場合は、部品断面をすべて閉断面にすることが好ましい。

さらに、本実施形態の衝撃吸収部品は、適正な積層金属板９を２つ以上の稜線を有する形状に加工してなる部材が、最長周長を有する部品断面の周長の５０％以上を構成していればよく、構成する材料をすべて積層金属板９にする必要はない。目的により、一部を単一金属板に置換することも可能である。例えば、図１Ｅのハット形状型の衝撃吸収部品の場合、裏板１３を単一金属板に置換することも可能である。積層金属板９同士の溶接の場合、溶接時の入熱によりコア層と表層金属板間の接合が解除される場合がある。この結果、金属板、コア層間を再接合できるような溶接条件を設定しなければならず、溶接が困難な場合がある。裏板１３を単一金属板にすれば、裏板１３には当該条件は必要なく、溶接条件がより設定しやすくできる。但し、積層金属板９は当該衝撃吸収部品の部品断面の最長周長の５０％未満であってはならない。積層金属板９と単一金属板を混合して構成すると、積層金属板９から単一金属板部に伝播した座屈しわは、合体統合して波長が大きくなる。単一金属板が５０％超になった場合、合体した座屈波長での変形が座屈時の主要な変形となり、エネルギー吸収効率が低下する。合体した座屈波長での影響を小さくするために好ましいのは、積層金属板９の断面周長に占める比を７０％さらに好ましくは、８５％以上である。

積層金属板９の表層５Ａ、５Ｂとコア層１０のヤング率比（Ｅ_ｃ／Ｅ_ｆ）は、１／１０〜１／１０００００であることが好ましく、ヤング率比（Ｅ_ｃ／Ｅ_ｆ）は、１／１０〜１／１０００がさらに好ましい。以下に理由を説明する。

Ｅ_ｃ／Ｅ_ｆが１／１０超では、コア層１０のヤング率（Ｅ_ｃ）が大きすぎて、コア層１０がせん断変形しにくいため、単一材料より若干小さな波長で座屈変形することが推定される。従って、上記ヤング率比の積層金属板９を成形加工してなる部材で構成された衝撃吸収部品では、衝撃エネルギー吸収効率が大幅に向上しない可能性がある。

また、Ｅ_ｃ／Ｅ_ｆが１／１０００００未満では、コア層１０のヤング率Ｅ_ｃが非常に小さいので、コア層１０は変形しやすくなる。このときのコア層１０の変形エネルギーは、Ｅ_ｃが非常に小さいため、変形量が大きくても、変形エネルギーは小さくなる。この結果、表層５Ａ、５Ｂ及びコア層１０の各変形エネルギーの総和に占めるコア層１０の変形エネルギーはほぼ無視でき、表層５Ａ、５Ｂの変形エネルギーを小さくする変形が生じやすい。つまり、Ｅ_ｃ／Ｅ_ｆが１／１０００００未満の場合、積層金属板９は、単一材料より若干小さな波長で座屈変形することが推定される。従って、上記ヤング率比の積層金属板９を成形加工してなる部材で構成された衝撃吸収部品では、衝撃エネルギー吸収効率が大幅に向上しない可能性がある。

またさらに、Ｅ_ｃ／Ｅ_ｆが１／１０００未満の場合、積層金属板９を成形加工してなる部材で構成された衝撃吸収部品１は、座屈波長が小さくできても、Ｅ_ｃの低下により、座屈変形時の最大荷重Ｐｍ_ｉが小さくなる場合がある。この結果、平均荷重Ｗが低下することがある。

以上より、積層金属板９の表層５Ａ、５Ｂとコア層１０とのヤング率比（Ｅ_ｃ／Ｅ_ｆ）が１／１０〜１／１０００００であることが好ましく、ヤング率比（Ｅ_ｃ／Ｅ_ｆ）は、１／１０〜１／１０００がさらに好ましい。

さらに、積層金属板９からなる部材の稜線３の間隔を１０ｍｍ以上にすることが好ましい。コア層１０のヤング率を上記の範囲にした場合、上記の理由により、座屈波長を特に小さくすることが可能であり、１０ｍｍ以下になる場合が多い。従って、稜線３の間隔を１０ｍｍ以上にしても、衝撃吸収部品１の座屈波長を１０ｍｍ以下にできる。積層金属板９の表層５Ａ、５Ｂとコア層１０のヤング率比（Ｅ_ｃ／Ｅ_ｆ）が１／１０〜１／１０００００であれば、より実現しやすい。２つの稜線の間隔を大きくできれば、当該衝撃吸収部品を製造する際の加工が容易になる。一方、単一金属板で構成した場合、座屈波長は２つの稜線の間隔に等しくなる。従って、座屈波長を１０ｍｍ未満にするためには、２つの稜線の間隔を１０ｍｍ未満にしなければならない。適正な積層金属板９で構成することにより形状制約をより少なくできるのも、本実施形態の特色の１つである。

また、本実施形態の衝撃吸収部品を構成する積層金属板９の表層５Ａ、５Ｂの板厚（ｔ_ｆ）とコア層１０の板厚（ｔ_ｃ）との板厚比（ｔ_ｃ／ｔ_ｆ）は、１０．０以下であることが好ましい。また、積層金属板９を構成する表層５Ａ、５Ｂ及びコア層１０の比重により若干異なるが、積層金属板９の軽量性を考慮すると、ｔ_ｃ／ｔ_ｆは、２．０以上であることが好ましく、３．５以上であることがさらに好ましい。

板厚比（ｔ_ｃ／ｔ_ｆ）が１０．０倍超である場合は、表層５Ａ、５Ｂと比較してコア層１０が非常に厚くなるため、積層金属板９の剛性と表層５Ａ、５Ｂの剛性とに大きな乖離が生じる。この結果、座屈変形時の表層５Ａ、５Ｂ同士でそれぞれ対称な変形が生じやすい。

具体的には、板厚比（ｔ_ｃ／ｔ_ｆ）が１０．０以下の場合は、積層金属板９の剛性と表層５Ａ、５Ｂの剛性との差は比較的小さい。従って、積層金属板９は、一枚の単一材料と同様の曲げ変形となる。つまり、表層５Ａは外側方向に曲げ変形するのに対し、表層５Ｂはコア層１０方向に曲げ変形することによって、表層５Ａ、５Ｂは、非対称な曲げ変形をする（図９Ａ）。

一方、板厚比（ｔ_ｃ／ｔ_ｆ）が１０．０超の場合は、図９Ｂに示すように、表層５Ａは外側方向に曲げ変形するのに対し、表層５Ｂも外側方向に曲げ変形する。この結果、積層金属板９は板厚方向に膨らむような（提灯開きする）変形が生じ、表層５Ａ、５Ｂとコア層１０との剥離部９ａが生じる。従って、積層金属板９を成形加工して構成された衝撃吸収部品に、高さ方向の衝撃荷重を負荷した場合、安定した蛇腹状の圧潰変形を得ることができない可能性がある。

板厚比（ｔ_ｃ／ｔ_ｆ）が２．０未満の場合は、積層金属板９の厚さに対して、表層５Ａ、５Ｂの厚さが占める割合が５０％以上となる。表層５Ａ、５Ｂはコア層１０と比較して比重が大きいため、積層金属板９の質量が大幅に増大する。この結果、該積層金属板９で構成された衝撃吸収部品の十分な軽量化を図れない可能性がある。

以上より、本実施形態の衝撃吸収部品を構成する積層金属板９の表層５Ａ、５Ｂとコア層１０との板厚比（ｔ_ｃ／ｔ_ｆ）は、１０．０以下であることが好ましく、７．０以下であることがより好ましく、５．０以下であることがさらに好ましい。

本実施形態に係る表層５Ａ、５Ｂは、特に限定はされないが、炭素鋼、アルミ、チタン、銅、マグネシウム及びこれらの合金などの金属板を使用できる。具体的には、鋼板であれば、例えば、ブリキ、薄錫めっき鋼板、電解クロム酸処理鋼板（ティンフリースチール）、ニッケルめっき鋼板等の缶用鋼板や、溶融亜鉛めっき鋼板、溶融亜鉛−鉄合金めっき鋼板、溶融亜鉛−アルミニウム−マグネシウム合金めっき鋼板、溶融アルミニウム−シリコン合金めっき鋼板、溶融鉛−錫合金めっき鋼板等の溶融めっき鋼板や、電気亜鉛めっき鋼板、電気亜鉛−ニッケルめっき鋼板、電気亜鉛−鉄合金めっき鋼板、電気亜鉛−クロム合金めっき鋼板等の電気めっき鋼板等の表面処理鋼板、冷延鋼板、熱延鋼板、ステンレス鋼板等を使用することができる。

さらに、同一種類の金属板でヤング率が同程度の異なる性質である金属板からなる表層５Ａ、５Ｂ間に、コア層１０を積層することも可能である。具体的には、曲げ加工、絞り加工等が必要な用途では、強度が異なる鋼板間にコア層１０を積層し、曲率半径が小さく加工の厳しい面に軟鋼を使用し、他方の面には強度確保のため、高張力鋼を使用すること等も可能である。なお、表層５Ａ、５Ｂの２枚の金属板のヤング率が異なる場合、本明細書で規定するヤング率比（Ｅ_ｃ／Ｅ_ｆ）のＥ_ｆは、ヤング率の小さい表層の値を採用することとする。

また、本実施形態に係る表層５Ａ、５Ｂの表面に、密着力や耐食性向上のため、公知の表面処理を施すことも可能である。このような表面処理としては、例えば、クロメート処理（反応型、塗布型、電解）及びノンクロ処理、リン酸塩処理、有機樹脂処理等が挙げられるが、これらには限定されない。

また好ましい表層５Ａ、５Ｂの厚みは、０．２ｍｍ以上である。表層５Ａ、５Ｂの厚みが０．２ｍｍ未満では、衝撃吸収部品を製造する際の曲げ加工時に、表層５Ａ、５Ｂの破断が生じやすく、所望の断面形状が得られない場合がある。一方、表層５Ａ、５Ｂの厚みが２．０ｍｍを超えると軽量化効果が不十分になり易い。軽量化の観点からは、表層５Ａ、５Ｂの厚みは２．０ｍｍ以下が好ましい。

また、コア層１０の上下に接合積層する表層５Ａ、５Ｂの厚みが上下で異なってもよい。例えば、上記の曲げ加工時の表層５Ａ、５Ｂの破断を防止するために、引張変形が生じる表層を厚くすることも可能である。但し、表層５Ａ、５Ｂの厚みを変える場合は、厚くする表層の厚み（Ｔ_Ｌ）ともう一方の表層の厚み（Ｔ_ｓ）との板厚比（Ｔ_Ｌ／Ｔ_Ｓ）は１〜１．５であることが好ましい。なぜならば、厚くする表層の厚み（Ｔ_Ｌ）ともう一方の表層の厚み（Ｔ_ｓ）との板厚比（Ｔ_Ｌ／Ｔ_Ｓ）が１．５超であった場合、積層金属板９の大幅な重量増を招くばかりでなく、当該積層金属板９を成形加工して構成された衝撃吸収部品は、安定した蛇腹状の圧潰変形を得られない可能性がある。

なお、コア層１０の上下に設置する表層５Ａ、５Ｂの厚みが上下で異なる場合、厚さが大きい表層の厚み（Ｔ_Ｌ）を、上記の表層５Ａ、５Ｂとコア層１０との板厚比（ｔ_ｃ／ｔ_ｆ）の厚さ（ｔ_ｆ）とする。

次に、本実施形態に係る積層金属板９のコア層１０について説明する。コア層１０は、表層５Ａ、５Ｂのヤング率（Ｅ_ｆ）未満のヤング率を有する板状層であれば、特には限定されず、公知な材料を適宜選択することができる。具体的には、コア層１０の材質としては、Ａｌ合金、チタン、銅などの金属及びセラミックス、樹脂、繊維強化樹脂、紙などの非金属材料が挙げられる。

さらに、コア層１０として、上記材料及びＦｅ合金、ステンレスなどに公知の構造を付与した材料、例えば、網状構造体、ハニカム構造体、エキスパンドなどの空孔を有する構造体、波型構造体、コルゲート構造体、ロール構造体、発泡体などが挙げられる。

また、コア層１０として、さらに上記材料を２つ以上組み合わせ複合化したコア層、例えば、ハニカム構造体の空孔に発泡樹脂を充填した複合材料や、樹脂シートと網状構造体を順次積層した複合材料などが挙げられる。なお、２つ以上組み合わせ複合化した材料をコア層１０とする場合、複合体のヤング率がコア層１０のヤング率（Ｅ_ｃ）である。

なお、コア層１０として絶縁物である樹脂等を用いる場合、樹脂中にアルミニウム粉、アルミニウム合金粉、ニッケル粉、亜鉛粉、Ｆｅ系金属粉（Ｆｅ−Ｓｉ合金、Ｆｅ−Ｃｒ合金、Ｆｅ−Ｃｏ合金、Ｆｅ−Ｍｎなど）や、電気抵抗率が１．０×１０^−７〜１．９×１０^−４Ω・ｃｍのホウ化物、炭化物、窒化物、ケイ化物等の非酸化物セラミックス粒子を含有することで、溶接性を確保する上で必要な導電性を確保することが可能である。

次に、本実施形態における表層５Ａ、５Ｂとコア層１０との接合について説明する。接合材及び接合法については特に限定されず、公知の接合材及び接合法を用いることができる。例えば、接合材としては、詳しくは後述するが、接着剤、導電性接着剤、ろう材、接合法としては、接着接合、ろう付け、溶接等が挙げられる。

積層金属板９は、金属板（表層５Ａ、５Ｂ）の間に金網３０を配置し、隙間に接合剤３７を充填したものでもよい（図１７参照）。換言すれば、金網３０及び接合剤３７によりコア層１０を構成してもよい。接合剤３７としては、ポリエステル樹脂や導電性接着剤等が挙げられる。この金網３０は周期的に構成されているので、この積層金属板９は断面が一様なものと考えることができる。なお、この周期は一定に限られず、変化していてもよい。

本実施形態の衝撃吸収部品を構成する積層金属板９の表層５Ａ、５Ｂとコア層１０とは、５ＭＰａ以上のせん断接着強度で接合されることが好ましく、２５ＭＰａ以上とすることがさらにより好ましい。ここで、せん断接着強度とは、表層５Ａ、５Ｂとコア層１０が剥離する際の最大荷重を、接合されている面積で割った値である。

本実施形態の衝撃吸収部品を構成する積層金属板９の表層５Ａ、５Ｂとコア層１０とのせん断接着強度が５ＭＰａ未満の場合、衝撃荷重を負荷した際に、コア層１０の両面の表層５Ａ、５Ｂに剥離が生じ、積層金属板９が一体となって変形できないおそれがある。この結果、当該衝撃吸収部品では安定した蛇腹状の圧潰変形を得られない可能性がある。

また、当該衝撃吸収部品の圧潰変形時に、積層金属板９で生じるせん断力によるコア層１０の両面と表層５Ａ、５Ｂとの剥離を防止するために、せん断接着強度を２５ＭＰａ以上とすることがより好ましい。なお、せん断接着強度は、ＪＩＳ-Ｋ６８５０に準拠した引張せん断試験により評価することができる。

本実施形態の衝撃吸収部品を構成する積層金属板９の表層５Ａ、５Ｂとコア層１０の接合積層は、例えば、接合層７Ａ、７Ｂを介した接合であることが好ましい。接合層７Ａ、７Ｂは、公知の接合材により形成され、例えば、接着剤、ろう材、導電性接着剤などで形成されてもよい。

ろう材としては、例えば、鉛、錫、アンチモン、カドミウム、亜鉛等の合金からなる軟ろう（はんだ）、Ｎｉ−Ｃｒ系のろう材、銅ろう、金ろう、パラジウムろう、銀ろう、アルミろう等の硬ろう等が挙げられる。

導電性接着剤としては、例えば、後述する接着剤に、アルミ粉、ニッケル粉や鉄粉等の金属粉を所定量添加したもの等が挙げられる。さらに、溶接が安定してできるように導電性接着剤の電気抵抗率は、１．０×１０^−３〜１．０×１０^−４Ω・ｃｍであることが好ましい。

積層金属板９の表層５Ａ、５Ｂとコア層１０との接合積層が、ろう材もしくは導電性接着剤での接合であることにより、コア層１０が導電材料である場合、積層金属板９の溶接性を確保することができ、溶接など手法での衝撃吸収部品が製造可能となる。

また、積層金属板９の表層５Ａ、５Ｂとコア層１０との接合部としてのせん断強さは５ＭＰａ以上であることが好ましく、２５ＭＰａ以上であることがより好ましい。接合部のせん断強さが５ＭＰａ未満の場合、せん断力により接合部で破壊（凝集剥離）が生じる。この結果、当該衝撃吸収部品では安定した蛇腹状の圧潰変形を得られない可能性がある。また、当該衝撃吸収部品の圧潰変形時に、積層金属板９で生じるせん断力による接合部の凝集剥離を防止するために、接合部のせん断強さを２５ＭＰａ以上とすることが、より好ましい。

表層５Ａ、５Ｂとコア層１０との接合を接着接合により行う場合には、接合材として接着剤を使用するが、加工後にも耐熱形状安定性を保持するため、接着剤の１００℃〜１６０℃での貯蔵弾性率Ｇ’が、０．０５ＭＰａ以上１００ＧＰａ以下であることが好ましい。０．０５ＭＰａ未満では、積層金属板９を衝撃吸収部品に成形する場合に発生した表層／接着剤界面の残留応力により、積層金属板９の成形品を当該温度（１００℃〜１６０℃）に加熱すると、接合部がクリープ変形し、接合部が破壊したり、接合部を起点とした剥離を引き起こしたりする場合がある。接合部のクリープ変形をより確実に防止するためには、Ｇ’が１．０ＭＰａ以上であることがより好ましく、Ｇ’が５ＭＰａ以上であることがさらに好ましい。一方、１００ＧＰａ超の場合、常温のＧ’はより大きくなるので、加工追従性が低下して加工時に破壊し、接合部を起点とした剥離を生じ易くなるおそれがある。なお、接着剤の貯蔵弾性率Ｇ’は、周波数０．１〜１０Ｈｚで測定した接着剤の貯蔵弾性率の最大値で評価できる。熱硬化性接着剤の場合は、積層条件と同一の熱履歴を付与して架橋硬化した接着剤フィルムを用いて、熱可塑性接着剤の場合は接着剤フィルムに成形して、公知の動的粘弾性測定装置で測定できる。

さらに、接着剤の１００℃〜１６０℃での損失弾性率Ｇ”と貯蔵弾性率Ｇ’の比ｔａｎδ（＝Ｇ”／Ｇ’）は、ｔａｎδ＜１であることが好ましく、ｔａｎδ＜０．８であることがより好ましく、ｔａｎδ＜０．５であることがさらに好ましく、ｔａｎδ＜０．１であることがさらに一層好ましい。ｔａｎδが小さいほど、加熱しても残留応力による接合部のクリープ変形を抑制し、形状を安定させることができる。ｔａｎδ≧１では、１００℃〜１６０℃に加工品を加熱すると、接合部が粘性流動し、形状が不安定になったり、クリープ変形破壊して剥離したりする可能性がある。

また、接着剤としては、例えばエポキシ系接着剤、アクリル系接着剤、及びウレタン系接着剤などを使用することができる。接着剤の耐熱性及び耐久性を確保するという観点から、エポキシ樹脂を基材とした構造用接着剤が好ましく、中でも硬化剤が予め混合された一液加熱硬化型接着剤が、ハンドリング性の面からさらに好ましい。

また、コア層１０が導電性材料である場合は、表層５Ａ、５Ｂとコア層１０との接合を溶接により行うことも可能である。公知の溶接法を使用することができるが、具体的な溶接法として、例えば、スポット溶接、シーム溶接等の抵抗溶接、電子ビーム溶接、レーザー溶接、アーク溶接等が挙げられる。

さらに、表層５Ａ、５Ｂとコア層１０との接合方法として、積層金属板９の生産性及び溶接性の確保という見地から、特に好ましいのは、融点が４００℃以下のろう材（例えば、はんだ等）か、あるいは、耐熱性を有する導電性接着剤による接合による接合である。

次に、本実施形態に係る衝撃吸収部品の製造法について説明する。衝撃吸収部品は公知の手法により製造すればよく、特定の製造法に限定されない。例えば、積層金属板９にプレス曲げ、絞り、ロールフォーミング等の加工をいずれかひとつあるいは複数行うことにより、衝撃吸収部品を製造してもよい。

また、２枚以上の板を使用し、衝撃吸収部品を製造する際の板同士の接合法に関しては、公知の接合手法により製造すればよく、特定の接合法に限定されない。例えば、スポット溶接、シーム溶接等の抵抗溶接、電子ビーム溶接、レーザー溶接、アーク溶接等などの溶接、ボルトなどを利用した機械接合、接着剤を利用した接着、ろう材を利用したろう付けなどにより、板同士を接合し、衝撃吸収部品を接合してもよい。

以上、本実施形態に係る積層金属板９の構成について詳細に説明したが、続いて、上述したような構成を有する積層金属板９の製造方法について詳細に説明する。

本実施形態に係る積層金属板９は、公知の積層方法を適用して製造することが可能である。具体的には、以下の工程等で製造することができる。

コア層１０の両面に必要に応じて接合材（接着剤、ろう材等）を塗布し、表層５Ａ、コア層１０、表層５Ｂの順に積層し、常温もしくは加熱しながら加圧する。または、表層５Ａ、５Ｂの片面に接合剤を塗布し、塗布した面同士でコア層１０を挟み込んで積層し、常温もしくは加熱しながら加圧して製造することも可能である。

また、接合材や接合方法の具体例については上述したとおりであるので、ここでは詳細な説明を省略する。

本実施形態は、稜線３を少なくとも２つ有するので、両端を稜線３で支持（自由端でない）された側面２があり、衝撃荷重に対して安定して座屈することが可能である。さらに当該衝撃吸収部品は、適正なヤング率と密度のコア層１０を表層５Ａ、５Ｂ間に積層した積層金属板９からなる部材によって構成されるため、軽量性を維持しながら板厚を厚くできる。これにより、曲げ剛性を大きくできる。さらに、稜線を有するように加工しているため、剛性の高いコーナー部ができる。この結果、高い座屈変形時の最大荷重Ｐｍ_ｉを達成できる。さらに、上記の積層金属板９は、弾性バネで拘束した２枚金属板と等価な座屈変形をする。従って、既述のように単一金属板に比較して小波長で座屈変形することが可能で、座屈変形回数ｎを増加できる。さらに、小波長で座屈できるので、変形中の軸ブレも少なく、衝撃吸収方向に対して斜めから入力する衝撃荷重に対しても効率的にエネルギーを吸収できる。

また、本実施形態の衝撃吸収部品は上記の特色を有するので、機能発現するための形状制約も比較的少ない。目的によって適宜形態を選択できる。具体的には、例えば部品断面を開断面にして軽量化したり、側面に開孔部を設けて軽量化とねじり剛性とを確保したり、閉断面にして曲げ、ねじり剛性を確保するなどが挙げられる。

また、本実施形態の衝撃吸収部品の応用として、中空で長尺状の骨格部材（例えば、自動車のフロントサイドメンバー）が挙げられる。例えば図１０に示すように、金属板からなる衝撃吸収部品３１と本実施形態の衝撃吸収部品１とを溶接もしくは接着接合し、複数の座屈誘発部（ビード１７）間（図１０中の点線で囲まれた領域）に、本実施形態の衝撃吸収部品１を配置し、長尺状の骨格部材を形成する。当該長尺状の骨格部材は、骨格部材の長手方向に衝撃荷重が負荷された際に、本実施形態の衝撃吸収部品が安定して蛇腹状の圧潰変形をするため、十分な衝撃吸収効果を得ることができる。

これらの特性により、本実施形態の衝撃吸収部品は、普通乗用車のみならず、軽自動車からトラック、バスなどの大型車に至る自動車全般、電車などの輸送機関の衝撃吸収部品として好適に使用することが可能である。

以上、添付図面を参照しながら本発明の好適な実施形態について説明したが、本発明はかかる例に限定されないことは言うまでもない。当業者であれば、請求の範囲に記載された範疇内において、各種の変更例または修正例に想到し得ることは明らかであり、それらについても当然に本発明の技術的範囲に属するものと了解される。
［第１実施例］

以下、実施例、比較例によって本発明をより具体的に説明する。

（使用した積層金属板の構成と製造方法）
本発明の実施例及び比較例として、表１に示す表層とコア層の構成の積層金属板を製造した。また、表層とコア層との接合は、構造用接着剤（基材：エポキシ樹脂、塗布量２００ｇ／ｍ^２）、瞬間接着剤（基材：シアノアクリレート、塗布量２００ｇ／ｍ^２）、ろう材（低温ろう剤、Ｓｎ−Ｐｂ系、融点１８３℃、使用量１５ｇ／ｍ^２）を使用した。

積層金属板Ａ〜Ｄ、Ｇ、Ｈ、Ｊは、接合材として構造用接着剤を使用し、表層上に接合材、コア層、接合材、表層の順に積層し、真空下で１８０℃まで加温した。次いで、積層した表層、接合材及びコア層を圧着力１０〜４０ｋｇｆ／ｃｍ^２（０．９８〜３．９２ＭＰａ）で２０分間加熱圧着し、その後、常温まで冷却して、大気開放し、表１に示した各積層金属板を得た。

また、積層金属板Ｅは、接合剤として瞬間接着剤を使用し、積層した表層、接合材及びコア層を加熱することなく、圧着力１０〜４０ｋｇｆ／ｃｍ^２で加圧することにより、積層金属板Ｅを製造した。

また、積層金属板Ｆは、接合剤としてろう材を使用し、積層した表層、接合材及びコア層を３００℃まで加熱し、圧着力１０〜４０ｋｇｆ／ｃｍ^２で２０分間加熱圧着し、その後、常温まで冷却して、大気開放し、積層金属板Ｆを製造した。

また、積層金属板Ｉは、接合材として構造用接着剤にＡｌ粉を電気抵抗率が０．５×１０^−３Ω・ｃｍとなるまで添加した接着剤を使用し、表層上に接合材、コア層、接合材、表層の順に積層し、真空下で１８０℃まで加温した。次いで、積層した表層、接合材及びコア層を圧着力１０〜４０ｋｇｆ／ｃｍ^２（０．９８〜３．９２ＭＰａ）で２０分間加熱圧着し、その後、常温まで冷却して、大気開放し、積層金属板を得た。

また、積層金属板Ｋは、Ａｌ粉を電気抵抗率が０．５×１０^−３Ω・ｃｍとなるまで添加したポリエステル樹脂をコア層に使用し、接合材として構造用接着剤にＡｌ粉を電気抵抗率が０．５×１０−３Ω・ｃｍとなるまで添加した接着剤を使用し、表層上に接合材、コア層、接合材、表層の順に積層し、真空下で１８０℃まで加温した。次いで、積層した表層、接合材及びコア層を圧着力１０〜４０ｋｇｆ／ｃｍ^２（０．９８〜２．９２ＭＰａ）で２０分間加熱圧着し、その後、常温まで冷却して、大気開放し、積層金属板を得た。

比較例として、９８０ＭＰａ級の高張力鋼板（板厚：１．０ｍｍ）を使用した。

なお、コア層に使用した金網は、原料素線が線径０．６ｍｍφの鋼線材であり、メッシュ間隔（線材間の隙間）は１．６ｍｍである。また、使用した樹脂に関しては、ＡＳＴＭ−Ｄ６３８に準拠した引張試験にて、ヤング率を測定した。また、各積層金属板のせん断接着強度は、ＪＩＳ−Ｋ６８５０に準拠した引張せん断試験により測定した。

（衝突性能評価試験）
本発明に係る衝撃吸収部品の効果を検証するため、下記の落重試験を行った。表１の構成の積層金属板を使用し、プレスブレーキによる曲げ加工にて成形し、図１１Ａ、図１１Ｂに示す長さ２００ｍｍのハット断面形状（開断面）の衝撃吸収部品を作製した。

実施例２、１３及び比較例４の衝撃吸収部品は、図１２Ａ、図１２Ｂに示すように開断面構造のハット材１１に設けられたフランジ１２を介して、積層金属板からなる裏板１３をスポット溶接し、開断面構造のハット材１１の開口部を塞ぎ、閉断面構造とした。

実施例１０の衝撃吸収部品は、表１の積層金属板Ｆを稜線３が６本有するよう、図１３に示すように成形加工した部材同士をスポット溶接にて接合し、多角形閉断面形状とした。

実施例１１の衝撃吸収部品を作製するに当たり、図１４に示すように、まず図１１Ａ、図１１Ｂに示す長さ２００ｍｍのハット断面形状の部品を作製した。その後、ハット材１１に設けられたフランジ１２を介して、横断面形状の一部が開断面形状となるように積層金属板からなる幅２２ｍｍの裏板１３を２２ｍｍ間隔で部分的にスポット溶接にて取り付けて、衝撃吸収部品を作製した。

実施例１２の衝撃吸収部品は、積層金属板Ｉを図１１Ａ、図１１Ｂに示すハット断面形状に加工し、５９０ＭＰａ級の高張力鋼（１．０ｍｍ）を裏板１３とし、スポット溶接にて図１２Ａ、図１２Ｂに示すように閉断面構造の衝撃吸収部品を作製した。

比較例２の衝撃吸収部品は、図１５Ａ、図１５Ｂに示すように、表１の積層金属板Ｆを直径が７０ｍｍの円筒となるように成形し、端部１５同士をレーザー溶接にて接合し、円筒状とした。

比較例３の衝撃吸収部品は、図１６Ａ、図１６Ｂに示すように、表１の積層金属板Ａを曲げ成形し、Ｌ字型形状とした。

衝撃吸収部品は、錘が衝突する端部とは反対側の端部を冶具にて固定した。そして、１２０ｋｇの質量の錘を３．５ｍの高さから自由落下させることより衝撃吸収部品の衝突端側に軸方向に３０ｋｍ／ｈの速度で衝突させた。

また、斜め荷重を負荷させる場合は、衝撃吸収部品を１０°傾いた台に固定し、上記と同様の手順で、落重試験を実施した。

（評価）
＜衝突性能の評価＞
落重試験時の荷重−変位曲線より、１００ｍｍ圧潰までの衝撃吸収エネルギーを算出した。さらに、部品の軽量性を評価するために、部品の質量で衝撃吸収エネルギーを除し、単位質量あたりの衝撃吸収エネルギーとし、比較評価した。

また、斜め荷重を負荷した場合の衝撃吸収エネルギーは、軸方向から１０°傾いて荷重が負荷されるため、傾き分を補正した荷重−変位曲線から算出した。

＜座屈波長及び変形形態の評価＞
座屈波長は、落重試験時の変位（錘により衝撃吸収部品が押し込まれた量）−荷重曲線より、算出した。

具体的には、荷重が上下する周期ごとに、荷重の上昇が開始した変位と荷重が最小となった変位を測定した。次に、荷重が最小となった変位から荷重の上昇が開始した変位を引くことにより、周期ごとの座屈波長を算出した。同様に各周期で座屈波長を算出し、最後に平均化して平均座屈波長を算出した。この平均座屈波長を本発明の実施例における座屈波長とし、評価した。試験結果を表２及び表３に示す。

なお、表２の変形形態の欄における「Ａ」とは、安定した蛇腹状の圧潰変形が発生したことを示し、「Ｂ」とは、部品全体で発生した圧潰変形のうち、一部で座屈波長が大きい部位が発生したことを示す。また「Ｃ」とは、変形初期に生じた１回目の座屈部位を起点に部品全体が‘Ｖ字’に折れ曲がる変形が発生したことを示す。

表２に示すように、実施例１〜１３の衝撃吸収部品は、単位質量当たりの衝撃吸収エネルギー＞６．６であり、比較例４の高張力鋼からなる衝撃吸収部品と比較して、高い衝撃エネルギー吸収能を示し、軽量性に優れることが判った。具体的には、実施例１と比較例４を比較した場合、同一の衝撃吸収エネルギーを得る場合、実施例１の衝撃吸収部品は比較例４に対して、４０％弱の軽量化が可能となった。

さらに、実施例１〜１３の衝撃吸収部品の平均座屈波長は７．１ｍｍ〜９．８ｍｍとすべて１０ｍｍ以下であり、比較例４〜５の高張力鋼からなる衝撃吸収部品の平均座屈波長と比べても非常に小さいことが判った。

また、さらに、表３に示すように、軸方向から衝撃荷重を加えた場合と斜め方向から衝撃荷重を加えた場合の単位質量当たりの衝撃吸収エネルギー量及び座屈波長はほぼ等しい。一方、比較例４の衝撃吸収部品は、上記と同様の比較をした場合、衝撃吸収エネルギー量及び座屈波長は異なることが判った。従って、本発明の実施形態においては、荷重の入力方向が多少変化したとしても、小さい座屈波長で安定した蛇腹状の圧潰変形することで、高い衝撃吸収能が実現可能であることが判った。

また、実施例２と比較例４の衝撃吸収部品は、形状は同一であるが、座屈波長は異なった。比較例４の衝撃吸収部品の座屈波長は、部品の稜線の間隔とほぼ一致しており、座屈波長は、稜線の間隔に依存していることが判る。一方、実施例２の衝撃吸収部品の座屈波長は、部品の稜線の間隔と一致しておらず、積層金属板から構成される衝撃吸収部品は、稜線の間隔によらず、座屈波長を小さくすることができることが判った。

実施例１、３〜８の衝撃吸収部品は、図１１Ａ、図１１Ｂに示す、すべて開断面形状である。実施例２、１０、１３の衝撃吸収部品は、それぞれ図１２Ａ、図１２Ｂ及び図１３に示す、すべて閉断面形状である。実施例１１の衝撃吸収部品は、図１４に示す一部開断面形状である。これらの衝撃吸収部品では、すべて安定した蛇腹状の圧潰変形が得られた。つまり、積層金属板から構成される衝撃吸収部品は、部品の形状によらず、安定した蛇腹状の圧潰変形を得ることができることが判った。

また、実施例１、実施例２及び実施例１１を比較すると、単位質量当たりの衝撃吸収エネルギー量は、実施例１（すべて開断面形状）＞実施例１１（一部開断面形状）＞実施例２（すべて閉断面形状）であることが判った。これは、一部もしくはすべて閉断面構造とするために、フランジ１２を介してスポット溶接した裏板１３が衝撃吸収エネルギー量に対する寄与が小さく、重量増加分の効果を得られなかったためと考えられる。

実施例８は、本発明の実施形態のうち、座屈波長は最も小さいが、単位質量当たりの衝撃吸収エネルギーも比較的小さい。これは、一回の座屈変形時の最大荷重が小さいことで、平均荷重も小さくなることから、効果的に衝撃エネルギー吸収量を増大できなかったと考えられる。

実施例９は、衝撃吸収部品を構成する積層金属板の表層とコア層のヤング率比（Ｅ_ｃ／Ｅ_ｆ）が１／１００００未満である。このため、実施例１〜８、１０、１１と比較して、座屈波長が大きくなったと推定される。

実施例５は、衝撃吸収部品を構成する積層金属板の表層とコア層の板厚比（ｔ_ｃ／ｔ_ｆ）が１０倍超である。このため、良好なエネルギー吸収能を示すものの、圧潰変形が進むにつれ、表層の剥離により、一部で不安定な圧潰変形が生じた。しかし、部材全体としては、良好な変形モードを示すことが判った。

接合部のせん断接着強度を測定した結果、実施例１〜５、７〜１１の衝撃吸収部品を構成する積層金属板のせん断接着強度は２５ＭＰａ超であったが、実施例６の衝撃吸収部品を構成する積層金属板のせん断接着強度は１５ＭＰａであることが判った。このため、良好なエネルギー吸収能を示すものの、圧潰変形が進むにつれ、表層の剥離により、一部で不安定な圧潰変形が生じた。しかし、部材全体としては、良好な変形モードを示すと推定される。

実施例２、１０、１１、１２、１３の衝撃吸収部品は、積層金属板同士スポット溶接により接合し、製造した。上記衝撃吸収部品を構成する積層金属板の表層とコア層の接合積層が、ろう材もしくは導電性接着剤での接合であったため、良好な導電性が確保でき、スポット溶接による接合が可能になった。

実施例１２の衝撃吸収部品は、裏板だけを単一金属板で置換されているが、最長周長を有する部品断面の周長の６０％を積層金属板で占めているため、他の実施例同様小さい波長で安定した蛇腹状の圧潰変形が生じたと考えられる。

比較例１の衝撃吸収部品を構成する積層金属板のコア層は、表層のヤング率と等しい。このため、比較例５の高張力鋼からなる衝撃吸収部品と同様に座屈波長は大きく、変形初期に生じた１回目の座屈部位を起点に部品全体が折れ曲がる変形が発生した。

比較例２の衝撃吸収部品は、実施例と比較して、単位質量当たりの衝撃吸収エネルギーは小さい。これは、衝撃吸収部品の形状が、稜線の存在しない円筒状であるため、座屈波長は小さいが、実施例と比較して、最大荷重が小さかったため、効果的に衝撃エネルギー吸収量を増大できなかったと考えられる。

比較例３の衝撃吸収部品は、稜線が一本しかないＬ字型形状であったため、座屈変形が安定して生じず、コーナーが広がるような変形（図５）により、衝撃吸収部品がねじれるような変形が発生した。

このように、本発明を満足する構成の積層金属板からなる衝撃吸収部品は、軽量性に優れる。また、衝撃荷重の入力方向に関係なく、最大荷重が高く、小さい座屈波長で安定した蛇腹状の圧潰変形することで、高い衝撃エネルギー吸収が可能となり、良好な衝突性能を示すものである。

［第２実施形態］
（概要）
本実施形態に係る衝撃吸収部品は、コア層の両面にコア層よりもヤング率が大きい金属板からなる表層が接合積層され、積層金属板の表層の板厚（ｔ_ｆ）とコア層の板厚（ｔ_ｃ）との板厚比（ｔ_ｃ／ｔ_ｆ）が２．０〜７．０である断面が一様な積層金属板を成形加工してなる部材で構成される。この衝撃吸収部品は、単純形状でも衝撃エネルギー吸収効率が高く、大幅な軽量化を達成することが可能となる。

具体的には、積層金属板は、該積層金属板の表層の板厚（ｔ_ｆ）とコア層の板厚（ｔ_ｃ）との板厚比（ｔ_ｃ／ｔ_ｆ）を２．０〜７．０とすることにより、座屈波長をより小さくすることができる。したがって、このような積層金属板で形成された衝撃吸収部品は、衝撃エネルギー吸収効率を向上させることができる。

また、本実施形態に係る衝撃吸収部品は、積層金属板の表層の板厚（ｔ_ｆ）とコア層の板厚（ｔ_ｃ）との板厚比（ｔ_ｃ／ｔ_ｆ）のみで、衝撃エネルギー吸収効率を向上させることができる。そのため、衝撃吸収部品の形状を複雑に加工する必要がなく、形状をより単純化することができる。さらに、座屈波長をより小さくするために積層金属板の表層及びコア層のヤング率を変更する必要がないため、衝撃吸収部品の強度を変更せずに衝撃エネルギー吸収効率を向上させることができる。

以下では、衝撃吸収部品を構成する積層金属板について、座屈波長を小さくできるメカニズムの観点から説明を行う。

コア層の両面に表層が接合積層された積層金属板では、上述したように、コア層の変形エネルギーＵ_ｃと表層の変形エネルギーＵ_ｆとの和が最小となるように座屈変形時の座屈波長が決定される。ここで、コア層の変形エネルギーＵ_ｃ、及び表層の変形エネルギーＵ_ｆは、以下の式（２）及び（３）で表される。

Ｕ_ｃ＝Ｅ_ｃ／２．６×Ｖ_ｃ×γ ・・・式（２）
Ｕ_ｆ＝Ｅ_ｆ×Ｖ_Ｆ×ε ・・・式（３）

なお、上記の式（１）及び（２）において、Ｅ_ｃはコア層のヤング率を表し、Ｖ_ｃはコア層の変形に関わる体積を表し、γはコア層の変形した量を表す。また、Ｅ_Ｆは表層のヤング率を表し、Ｖ_Ｆは表層の変形に関わる体積を表し、εは表層の変形した量を表す。なお、表層の変形は曲げ変形であるのに対して、コア層の変形はせん断変形であるため、ヤング率を２．６で除してせん断変形の弾性率にしている。

コア層がせん断変形する場合においても、第１実施形態において図４Ａ〜４Ｅを参照して説明したように、基本的には、コア層の変形エネルギーＵ_ｃは、座屈波長が小さくなるほど小さくなり、表層の変形エネルギーＵ_ｆは、座屈波長が大きくなるほど小さくなる。そのため、座屈波長を小さくするためには、Ｕ_ｃ＞＞Ｕ_ｆとし、変形エネルギーの和において、コア層の変形エネルギーＵ_ｃを支配的にすることが好ましい。

例えば、積層金属板における表層とコア層の割合が等しい場合、コア層及び表層のヤング率Ｅ_ｃ及びＥ_ｆを制御して、Ｕ_ｃ＞＞Ｕ_ｆを実現させるには、Ｅ_ｃとＥ_ｆを近づけなければならない。しかしながら、Ｅ_ｃとＥ_ｆとの差が小さくなるほど積層金属板の軸圧潰変形時における変形の挙動が単一材料の金属板に近くなるため、上述の理論から外れ、座屈波長の減少幅が小さくなるという問題があった。また、Ｅ_ｃを大きくした場合、コア層の密度も高くなることが多く、積層金属板の質量が増加してしまう。一方、衝撃吸収部品は、燃費効率を確保するために軽量化が求められる自動車等に装着されるものである。そのため、この積層金属板は、この衝撃吸収部品を構成するものとして好適ではなかった。

そこで、本実施形態に係る衝撃吸収部品を構成する積層金属板では、上記式（２）及び（３）において、Ｕ_ｃ及びＵ_ｆを制御するもう一つのパラメータであるＶ_ｃ及びＶ_ｆを制御することにより、Ｕ_ｃ＞＞Ｕ_ｆを実現させるものである。具体的には、積層金属板におけるコア層の割合（すなわち、板厚）を増加させることによって、Ｖ_ｃを大きくし、かつＶ_ｆを小さくする。その結果、積層金属板は、表層の変形エネルギーＵ_ｆに対して、コア層の変形エネルギーＵ_ｃを大きくすることができる。したがって、本実施形態に係る衝撃吸収部品は、軸圧潰変形時における座屈波長をより小さくすることができる。

（衝撃吸収部品の構成）
以下では、図３、図１８Ａ及び１８Ｂを参照して、衝撃吸収部品の構成について説明を行う。図３は、積層金属板９の構成を示す断面図である。この積層金属板９は、第１実施形態と同様であるので、共通事項の説明は省略する。図１８Ａは、衝撃吸収部品の形状の一例を示す斜視図である。図１８Ｂは、衝撃吸収部品の形状の他の例を示す斜視図である。

積層金属板９において、表層５Ａ及び５Ｂの板厚（ｔ_ｆ）と、コア層１０の板厚（ｔ_ｃ）との板厚比（ｔ_ｃ／ｔ_ｆ）が２．０〜７．０である。後述する第２実施例で実証されるように、この板厚比（ｔ_ｃ／ｔ_ｆ）がこれらの範囲の値となる場合に、本実施形態に係る衝撃吸収部品は、その座屈波長を小さくすることができる。

具体的には、板厚比（ｔ_ｃ／ｔ_ｆ）が２．０未満である場合、軸圧潰変形時の変形エネルギーにおけるコア層１０の変形エネルギーの寄与が小さくなるため、座屈波長を小さくすることができない。また板厚比（ｔ_ｃ／ｔ_ｆ）が７．０を超える場合、表層５Ａ及び６Ｂに対してコア層１０が非常に厚くなるため、表層５Ａ及び５Ｂと、コア層１０との間で、剛性に大きな乖離が生じる。そのため、衝撃吸収部品は、接合層７Ａ及び７Ｂが破壊され、安定して蛇腹状の軸圧潰変形をすることができない可能性がある。

また、積層金属板９において、表層５Ａ及び５Ｂの板厚（ｔ_ｆ）と、コア層１０の板厚（ｔ_ｃ）との板厚比（ｔ_ｃ／ｔ_ｆ）は、好ましくは、３．５〜５．０であってもよい。この板厚比（ｔ_ｃ／ｔ_ｆ）がこれらの範囲の値となる場合に、本実施形態に係る衝撃吸収部品は、その座屈波長をより小さくし、安定して蛇腹状の軸圧潰変形を起こすことができるようになる。具体的には、板厚比（ｔ_ｃ／ｔ_ｆ）が３．５〜５．０である場合、軸圧潰変形時のコア層１０の変形エネルギーと、表層５Ａ及び５Ｂの変形エネルギーのバランスが好適となるため、座屈波長をさらに小さくすることができる。

また、積層金属板９において、表層５Ａ及び５Ｂのヤング率Ｅ_ｆと、コア層１０のヤング率Ｅ_ｃとのヤング率比（Ｅ_ｃ／Ｅ_ｆ）は、１／１０〜１／１０００であってもよい。このヤング率比（Ｅ_ｃ／Ｅ_ｆ）がこの範囲の値となる場合に、本実施形態に係る衝撃吸収部品は、衝撃エネルギー吸収効率を向上させることができる。

具体的には、ヤング率比（Ｅ_ｃ／Ｅ_ｆ）が１／１０００未満である場合、積層金属板９は、衝撃吸収部品の座屈波長を小さくすることはできるものの、Ｅ_ｃの低下により座屈変形時の平均荷重Ｗを低下させ、衝撃エネルギー吸収効率を低下させてしまうため好ましくない。また、ヤング率比（Ｅ_ｃ／Ｅ_ｆ）が１／１０を超える場合、コア層１０のヤング率Ｅ_ｃが大きく、せん断変形しにくくなる。そのため、軸圧潰変形時の挙動が、単一材料の金属板と近くなり、座屈波長を小さくすることができなくなるため好ましくない。なお、ヤング率については、例えば、ＡＳＴＭ−Ｄ６３８に準拠した引張試験等にて測定することが可能である。

また、接合層７Ａ及び７Ｂは、コア層１０と接合層７Ａ及び７Ｂからなる層のせん断変形を制御するために、せん断弾性率が３０〜５００ＭＰａであることが好ましい。このせん断弾性率が３０ＭＰａ未満である場合、接合層７Ａ及び７Ｂが過剰にせん断変形することにより、表層５Ａ及び５Ｂが互いに独立して変形する可能性があり、安定した座屈変形が生じにくくなるため好ましくない。また、せん断弾性率が５００ＭＰａを超える場合、コア層１０と、接合層７Ａ及び７Ｂからなる層のせん断変形が生じにくくなるため、座屈波長が大きくなる可能性があり好ましくない。なお、上記のせん断弾性率については、ＪＩＳ−Ｋ６８５０に準拠した引張せん断試験により測定することができる。

（衝撃吸収部品の形状）
次に、本実施形態に係る衝撃吸収部品の形状について説明する。図１８Ａ及び図１８Ｂに示されるように、衝撃吸収部品２０Ａ及び２０Ｂは、例えば、少なくとも４つの稜線を有する形状に成形加工される。

具体的には、図１８Ａに示されるように、衝撃吸収部品２０Ａは、積層金属板を一端から順に谷折り、山折り、山折り、谷折りにされた開断面構造のハット型形状であってもよい。

また、図１８Ｂに示されるように、衝撃吸収部品２０Ｂは、積層金属板を一端から順に山折り、山折り、山折り、山折りにされ、端部同士が溶接等で接合された閉断面構造の筒型形状であってもよい。

なお、衝撃吸収部品２０Ａ及び２０Ｂにおいて、稜線方向が衝撃吸収方向である。

また、衝撃吸収部品２０Ａ及び２０Ｂにおいて、稜線同士の間隔の各々は、５０〜８０ｍｍであってもよい。ここで、稜線同士の間隔とは、例えば、図１８Ａ及び図１８Ｂに示される間隔Ｌである。稜線同士の間隔がこの範囲に含まれる場合に、衝撃吸収部品２０Ａ及び２０Ｂは、安定して小さい座屈波長にて蛇腹状の軸圧潰変形を起こすことができる。

具体的には、稜線同士の間隔の各々が５０ｍｍ未満である場合、形状が複雑になり、形状制約を受けるため好ましくない。また、稜線同士の間隔の各々が８０ｍｍを超える場合、剛性が小さくなって弾性変形する側面が多くなり、座屈波長が大きくなり、かつ安定して蛇腹状の軸圧潰変形が起きにくくなるため好ましくない。

なお、本実施形態に係る衝撃吸収部品の形状が、例示した形状に限定されないことは、第１実施形態と同様である。

以上説明したように、本実施形態に係る衝撃吸収部品２０Ａ及び２０Ｂは、該衝撃吸収部品２０Ａ及び２０Ｂを構成する積層金属板９の表層５Ａ及び５Ｂの板厚（ｔ_ｆ）と、コア層１０の板厚（ｔ_ｃ）との板厚比（ｔ_ｃ／ｔ_ｆ）を２．０〜７．０にすることにより、座屈波長をより小さくし、衝撃エネルギー吸収効率を向上させることができる。

また、本実施形態に係る衝撃吸収部品２０Ａ及び２０Ｂは、形状を複雑にする必要がなく、より単純な形状で衝撃エネルギー吸収効率を向上させることができる。さらに、この衝撃吸収部品２０Ａ及び２０Ｂは、座屈波長をより小さくするために積層金属板９の表層５Ａ及び５Ｂとコア層１０のヤング率比をさらに低下させる必要がない。このため、衝撃吸収部品２０Ａ及び２０Ｂの強度を変更せずに、衝撃エネルギー吸収効率を向上させることができる。

［第２実施例］
以下では、本実施形態に係る衝撃吸収部品の第２実施例について説明する。

（積層金属板の製造）
まず、表３に示される表層及びコア層を積層接合して、積層金属板を製造した。また、表層とコア層との接合には、表４に示される接合材を用いた。表層上に接合材、コア層、接合材、表層の順に積層し、８０℃〜１８０℃まで加熱し、圧着力４０ｋｇｆ／ｃｍ^２（３．９２ＭＰａ）で２０〜３０分加熱圧着し、その後、常温まで冷却して大気開放し、各実施例及び各比較例に係る積層金属板を製造した。

表４において、接着剤１は、基材がエポキシ樹脂の接着剤であり、塗布量２００ｇ／ｍ２、１８０℃加温、圧着力４０ｋｇｆ／ｃｍ^２（３．９２ＭＰａ）、圧着時間２０分間で接合に使用した。また、接着剤２は、基材がウレタン樹脂の接着剤であり、塗布量２００ｇ／ｍ２、８０℃加温、圧着力４０ｋｇｆ／ｃｍ^２（３．９２ＭＰａ）、圧着時間３０分間で接合に使用した。さらに、接着剤３は、接着剤２に弾性ゴムを分散させた接着剤であり、塗布量２００ｇ／ｍ２、８０℃加温、圧着力４０ｋｇｆ／ｃｍ^２（３．９２ＭＰａ）、圧着時間２０分間で接合に使用した。また、ろう付けでは、ろう材（低温ろう材、Ｓｎ−Ｐｂ系、融点１８３℃）を使用量１５ｇ／ｍ２にて使用した。なお、接合材のせん断弾性率は、ＪＩＳ−Ｋ６８５０に準拠した引張せん断試験により測定した。

また、表４において、コア層として用いたポリプロピレンは、密度が０．９４ｇ／ｃｍ^３であり、またコア層として用いた金網の線径は０．６ｍｍφ、線材間の隙間は１．６ｍｍである。さらに、上述したように、Ｅｃはコア層のヤング率であり、Ｅｆは表層のヤング率であり、ｔｃはコア層の板厚であり、ｔｆは表層の板厚である。

（衝突性能評価試験）
次に、上記で製造した各実施例及び各比較例に係る積層金属板で構成された衝撃吸収部品の衝突性能評価を行った。具体的には、表４に示された構成の各実施例及び各比較例に係る積層金属板を使用して、プレスブレーキによる曲げ加工にて成形し、図１１Ａ及び１１Ｂに示される長さ２００ｍｍのハット型形状の衝撃吸収部品を製造した。図１１Ａは、本実施例に係る衝撃吸収部品を、衝撃吸収方向である稜線方向に垂直な断面で切断した断面図である。図１１Ｂは、その斜視図である。

製造した衝撃吸収部品の衝突性能評価は、落重試験により行った。具体的には、衝撃吸収部品を、その稜線方向が衝突吸収方向となるように配置し、錘が衝突する端部と反対側の端部を治具にて固定した。その後、１２０ｋｇの質量の錘を３．５ｍの高さから自由落下させることにより、この錘を衝撃吸収部品の衝突端側に対して３０ｋｍ／ｈの速度で衝突させた。

上記の落重試験における荷重−変位曲線から、１００ｍｍ圧潰するまでの衝撃エネルギー吸収量を算出した。衝撃エネルギー吸収量は、衝撃吸収部品の軽量化を評価するために、部品の質量で衝撃エネルギー吸収量を除算し、単位質量当たりの衝撃エネルギー吸収量とした。

さらに、落重試験の荷重−変位曲線から平均座屈波長を算出した。具体的には、荷重が上下する周期ごとに、荷重が最小となった変位を測定し、直前に荷重が極小になった変位から、次に荷重が極小になった変位を引くことで、周期単位の座屈波長を算出した。同様の方法で各周期における座屈波長を算出し、算術平均を取ることで平均座屈波長を算出した。上記で算出した単位質量当たりの衝撃エネルギー吸収量及び平均座屈波長の評価結果を表５に示す。なお、表５において、座屈形態の欄の「Ａ」、「Ｂ」、「Ｃ」の意味については、表２の変形形態の「Ａ」、「Ｂ」、「Ｃ」の意味と同じである。

表５を参照すると、本発明の実施例１０１〜１０９に係る衝撃吸収部品は、比較例１０１〜１０３に係る衝撃吸収部品に対して、平均座屈波長が小さくなり、単位質量当たりの衝撃エネルギー吸収量が増加していることがわかる。具体的には、比較例１０１及び１０２は、ｔ_ｃ／ｔ_ｆが２．０未満であるため、平均座屈波長が大きくなり、衝撃エネルギー吸収量が減少していることがわかる。また、比較例１０３は、ｔ_ｃ／ｔ_ｆが本発明の範囲に含まれるものの、コア層のヤング率と、表層のヤング率とが同じであるため、単一材料で構成された衝撃吸収部品と実質的に同様の座屈変形の挙動を示し、平均座屈波長が大きくなり、衝撃エネルギー吸収量が実質的に減少していることがわかる。

また、実施例１０２、１０３、１０５〜１０９は、ｔ_ｃ／ｔ_ｆが本実施形態における好ましい範囲内に含まれるために、平均座屈波長がより小さくなり、単位質量当たりの衝撃エネルギー吸収量がさらに増加していることがわかる。一方、実施例１０１は、ｔ_ｃ／ｔ_ｆが３．５未満であるため、実施例１０２、１０３、１０５〜１０９より平均座屈波長が大きくなっている。また、実施例１０４は、ｔ_ｃ／ｔ_ｆが５．０を超えているため、座屈形態が「Ｂ」になっている。

また、実施例１０１〜１０７、１０９は、接合層のせん断弾性率が本実施形態における好ましい範囲内に含まれているため、平均座屈波長がより小さくなっていることがわかる。一方、実施例１０８は、接合層のせん断弾性率が５００ＭＰａを超えているため、他の条件が同じである実施例１０５に対して、平均座屈波長が大きくなり、衝撃エネルギー吸収量が減少している。

また、実施例１０１〜１０８は、コア層及び表層のヤング率比（Ｅ_ｃ／Ｅ_ｆ）が、本実施形態における好ましい範囲内に含まれているため、単位質量当たりの衝撃エネルギー吸収量がより増加していることがわかる。一方、実施例１０９は、コア層及び表層のヤング率比（Ｅ_ｃ／Ｅ_ｆ）が１×１０^−３未満であるため、他の条件が同じである実施例１０５に対して、衝撃エネルギー吸収量が減少している。

さらに、実施例１０３、比較例１０１及び１０２に係る積層金属板について、シミュレーションにて、表層とコア層のヤング率比（Ｅ_ｃ／Ｅ_ｆ）を変更しながら、表層とコア層のヤング率比（Ｅ_ｃ／Ｅ_ｆ）に対する平均座屈波長の変化を評価した。シミュレーションは、非線形解析プログラムであるＭａｒｃを用い、座屈固有値解析を実施した。その評価結果を図１９に示す。ここで、図１９は、実施例１０３、比較例１０１及び１０２に係る衝撃吸収部品において、ヤング率比（Ｅ_ｃ／Ｅ_ｆ）に対する平均座屈波長を示した線図である。図１９において、縦軸は平均座屈波長であり、横軸はヤング率比（Ｅ_ｃ／Ｅ_ｆ）の常用対数である。

図１９に示されるように、実施例１０３（総厚２．０ｍｍ、ｔ_ｃ／ｔ_ｆ＝４．３）は、いずれの表層及びコア層のヤング率比（Ｅ_ｃ／Ｅ_ｆ）においても、比較例１０１（総厚１．０ｍｍ、ｔ_ｃ／ｔ_ｆ＝１．１）に対して、平均座屈波長が小さくなることがわかる。すなわち、実施例１０３は、ｔ_ｃ／ｔ_ｆが本実施形態の範囲内に含まれるために、表層及びコア層のヤング率比（Ｅ_ｃ／Ｅ_ｆ）に関わらず、比較例１０１及び１０２に対して平均座屈波長を小さくできることがわかる。

また、実施例１０３及び比較例１０２の曲げ剛性は、９．６×１０^４Ｎ・ｃｍ^２であり、比較例１０１の曲げ剛性は、１．７×１０^４Ｎ・ｃｍ^２である。すなわち、実施例１０３は、比較例１０２に対して、積層金属板の強度（具体的には、曲げ剛性）を低下させずに平均座屈波長を小さくすることができる。

さらに、図１９を参照すると、実施例１０３は、比較例１０２及び１０３に対して、特に、表層及びコア層のヤング率比（Ｅ_ｃ／Ｅ_ｆ）が１×１０^−３〜１×１０^−１の範囲において、平均座屈波長をより小さくすることができる。具体的には、表層及びコア層のヤング率比（Ｅ_ｃ／Ｅ_ｆ）が１×１０^−１を超える場合は、平均座屈波長の減少量が小さいため好ましくない。また、表層及びコア層のヤング率比（Ｅ_ｃ／Ｅ_ｆ）が１×１０^−３未満の場合は、コア層のヤング率Ｅ_ｃの低下により座屈変形時の平均荷重Ｗが低下し、衝撃エネルギー吸収効率が低下するため好ましくない。

次に、上記と同様にＭａｒｃを用いたシミュレーションにて、稜線の間隔Ｌをそれぞれ５０ｍｍ、６５ｍｍ、８０ｍｍとしたハット型形状部材における表層とコア層のヤング率比（Ｅ_ｃ／Ｅ_ｆ）に対する平均座屈波長の変化を評価した。その評価結果を図２０に示す。ここで、図２０は、衝撃吸収部品の形状に対する平均座屈波長を示した線図である。図２０において、縦軸は平均座屈波長であり、横軸はヤング率比（Ｅ_ｃ／Ｅ_ｆ）の常用対数である。

図２０を参照すると、衝撃吸収部品の稜線の間隔Ｌが５０〜８０ｍｍである場合に、本実施形態において好ましいヤング率比（Ｅ_ｃ／Ｅ_ｆ）の範囲である１×１０^−３〜１×１０^−１にて、平均座屈波長がより顕著に低下していることがわかる。一方、稜線の間隔Ｌが８０ｍｍを超える場合、平均座屈波長が大きくなり、かつ安定して蛇腹状の軸圧潰変形が起きにくくなるため、好ましくない。また、稜線の間隔Ｌが５０ｍｍ未満の場合は、衝撃吸収部品の形状が複雑になり、形状制約を受けるため好ましくない。

以上の結果からわかるように、本実施形態に係る衝撃吸収部品によれば、コア層の両面にコア層よりヤング率が大きい金属板からなる表層を接合積層し、表層の板厚ｔ_ｆとコア層の板厚ｔ_ｃを２．０〜７．０にした積層金属板で構成することによって、座屈波長を小さくし、衝撃エネルギー吸収効率を向上させることができる。

また、本実施形態に係る衝撃吸収部品によれば、衝撃吸収部品の形状を複雑に加工せずとも座屈波長を小さくすることができるため、衝撃吸収部品の形状をより単純化することができる。さらに、本実施形態に係る衝撃吸収部品は、座屈波長をより小さくするために、積層金属板の表層とコア層とのヤング率比をさらに低下させる必要がないため、衝撃吸収部品の強度を低下させずに衝撃エネルギー吸収効率を向上させることができる。

さらに、本実施形態に係る衝撃吸収部品は、従来の衝撃吸収部品に対して、ヤング率が小さく、かつ比較的密度が小さいコア層の割合が大きい積層金属板で構成されるため、より軽量化を図ることができる。したがって、本実施形態に係る衝撃吸収部品は、より軽量化を図ることができる。

以上、添付図面を参照しながら本発明の第２実施形態について詳細に説明したが、本発明はかかる例に限定されない。本発明の属する技術の分野における通常の知識を有する者であれば、請求の範囲に記載された技術的思想の範疇内において、各種の変更例または修正例に想到し得ることは明らかであり、これらについても、当然に本発明の技術的範囲に属するものと了解される。

本明細書に記載されたすべての文献、特許出願、及び技術規格は、個々の文献、特許出願、及び技術規格が参照により取り込まれることが具体的かつ個々に記された場合と同程度に、本明細書中に参照により取り込まれる。

本発明は、普通乗用車のみならず、軽自動車からトラック、バスなどの大型車に至る自動車全般、電車などの輸送機関の衝撃吸収部品として好適に適用できる。

（符号の説明）
１ 衝撃吸収部品
２ 側面
３ 稜線
５Ａ、５Ｂ 表層
７Ａ、７Ｂ 接合層
９ 積層金属板
１０ コア層
１１ 開断面構造のハット材
１２ フランジ
１３ 裏板
１４ 空孔
１５ 端部
１６ 側面端部
２５ コア層

Claims (14)

1. 部品の衝撃吸収方向の一方の端部に衝撃荷重を負荷された際に、軸圧潰変形により衝撃エネルギーを吸収する衝撃吸収部品であって、
   コア層の両面に前記コア層よりヤング率及び密度が大きい金属板からなる表層を接合積層してなり断面が一様な積層金属板を、少なくとも２つの稜線を有する形状に成形加工してなる部材を、部品断面の最長周長の５０％以上含んで構成され、前記表層の板厚（ｔｆ）と前記コア層の板厚（ｔｃ）との板厚比（ｔｃ／ｔｆ）が１０．０以下である衝撃吸収部品。
2. 前記衝撃吸収部品の部品断面の形状がすべて開断面形状である請求項１に記載の衝撃吸収部品。
3. 前記衝撃吸収部品の部品断面の形状が一部開断面形状である請求項１に記載の衝撃吸収部品。
4. 前記衝撃吸収部品の部品断面の形状がすべて閉断面形状である請求項１に記載の衝撃吸収部品。
5. 前記積層金属板は、前記表層のヤング率（Ｅｆ）と前記コア層のヤング率（Ｅｃ）とのヤング率比（Ｅｃ／Ｅｆ）が１／１０〜１／１０００００である請求項１〜４のいずれか１項に記載の衝撃吸収部品。
6. 前記ヤング率比（Ｅｃ／Ｅｆ）が１／１０〜１／１０００である請求項５に記載の衝撃吸収部品。
7. 前記稜線の間隔が少なくとも１０ｍｍである請求項１〜６のいずれか１項に記載の衝撃吸収部品。
8. 前記表層と前記コア層とのせん断接着強度が２５ＭＰａ以上である請求項１〜７のいずれか１項に記載の衝撃吸収部品。
9. 前記表層とコア層の接合積層が、ろう材もしくは導電性接着剤での接着である請求項１〜８のいずれか１項に記載の衝撃吸収部品。
10. 部品の衝撃吸収方向の一方の端部に衝撃荷重を負荷された際に、軸圧潰変形により衝撃エネルギーを吸収する衝撃吸収部品であって、
    コア層の両面に前記コア層よりヤング率が大きい金属板からなる表層が積層されており、前記表層の板厚（ｔｆ）と前記コア層の板厚（ｔｃ）との板厚比（ｔｃ／ｔｆ）が２．０〜７．０である断面が一様な積層金属板を成形加工してなる部材で構成された衝撃吸収部品。
11. 前記板厚比（ｔｃ／ｔｆ）が３．５〜５．０である請求項１０に記載の衝撃吸収部品。
12. 前記表層のヤング率（Ｅｆ）と前記コア層のヤング率（Ｅｃ）とのヤング率比（Ｅｃ／Ｅｆ）が１／１０〜１／１０００である請求項１０又は請求項１１に記載の衝撃吸収部品。
13. 前記積層金属板は、少なくとも４つの稜線を有する形状に成形加工されており、
    前記稜線の間隔は、それぞれ５０〜８０ｍｍである請求項１０〜請求項１２のいずれか１項に記載の衝撃吸収部品。
14. 前記積層金属板は、前記表層及び前記コア層の間に接合層をさらに備え、
    前記接合層のせん断弾性率が３０〜５００ＭＰａである請求項１０〜請求項１３のいずれか１項に記載の衝撃吸収部品。