JP6943052B2 - エアバッグ用鋼管のバースト試験方法 - Google Patents

Description

本発明は、エアバッグ用鋼管のバースト試験方法に関する。

エアバッグシステムとして、火薬と高圧ガスとの両方を用いるハイブリッド方式のガス発生装置（インフレータ）が知られている。エアバッグ用鋼管は、高圧ガスを封入する圧力容器として使用され、インフレータ作動時（エアバッグ展開時）に内圧が上昇する。そのため、エアバッグ用鋼管には耐バースト性が要求される。

特開２０１３−１２９８７５号公報には、高強度かつ高靱性であるエアバッグ用鋼管の製造方法が開示されている。

特開平５−１８０７４０号公報には、大径鋼管のバースト試験方法が開示されている。

特開２０１３−１２９８７５号公報 特開平５−１８０７４０号公報

上述のとおり、エアバッグ用鋼管には耐バースト性が要求されるものの、エアバッグ用鋼管のバースト試験には国際的な試験規格が存在しない。そのため、統一された基準での定量的な評価が困難である。

本発明の目的は、実際のインフレータ作動時の状況により近い状況を模擬したエアバッグ用鋼管のバースト試験方法を提供することである。

本発明の一実施形態による試験方法は、管端を封口した鋼管に加圧装置によって液体を注入して前記鋼管の内圧を上昇させ、前記鋼管が破裂するときの内圧を測定するエアバッグ用鋼管のバースト試験方法であって、前記鋼管の内圧の時間変化が下に凸であり、塑性域における平均ひずみ速度が１×１０^−３／ｓｅｃ以上であり、平均昇圧速度が１００ＭＰａ／ｓｅｃ以上である。

本発明によれば、実際のインフレータ作動時の状況により近い状況を模擬したエアバッグ用鋼管のバースト試験が可能になる。

図１は、実施形態の試験方法で用いる試験片を模式的に示す図である。 図２は、昇圧速度とバースト圧との関係を示すグラフである。 図３は、実バースト圧と計算バースト圧との関係を示すグラフである。 図４は、ひずみゲージの貼付位置を示す図である。 図５は、昇圧時間と鋼管の内圧との関係を示すグラフである。 図６は、平均昇圧速度とバースト圧との関係を示すグラフである。 図７は、Ｔ方向ひずみと鋼管の内圧との関係を示すグラフである。 図８は、Ｌ方向ひずみと鋼管の内圧との関係を示すグラフである。 図９は、塑性ひずみ速度と塑性域バースト昇圧差との関係を示すグラフである。

本発明者らは、管端を封口した鋼管に加圧装置によって液体を注入して鋼管の内圧を上昇させ、鋼管が破裂するときの内圧を測定するエアバッグ用鋼管のバースト試験（以下、単に「バースト試験」という。）において、鋼管が破裂するときの内圧（以下「バースト圧」という。）と昇圧速度との関係を調査した。

従来から、昇圧速度を大きくするとバースト圧が大きくなることが知られている。これは、鉄鋼材料の強度がひずみ速度に依存し、大きなひずみ速度に対しては強度が大きくなるためである。

一方、本発明者らの調査によれば、昇圧速度が同じであっても、昇圧方法によってバースト圧が変動する場合があることが分かった。具体的には、試験開始から破裂に至るまでの平均昇圧速度が同じであっても、鋼管の内圧の時間変化（以下「昇圧カーブ」という）が上に凸である場合（すなわち、鋼管の内圧の時間の２階微分が負である場合）と、昇圧カーブが下に凸である場合（すなわち、鋼管の内圧の時間の２階微分が正である場合）とで、バースト圧が変動することが分かった。

さらに調査を進めた結果、塑性域でのひずみ速度が、バースト圧に影響を及ぼしていることが分かった。また、昇圧カーブを下に凸にすることで、塑性域でのひずみ速度を大きくできることが分かった。

インフレータの構造から、インフレータ作動時の昇圧カーブは下に凸になっていると考えられる。また、エアバッグシステムでは、衝突検知時に速やかにエアバッグを展開する必要があり、昇圧速度は非常に大きく設定される。そのため、バースト試験においても、昇圧カーブを下に凸にし、かつ、塑性域でのひずみ速度を十分に大きくすることで、実際のインフレータ作動時の状況により近い状況を模擬できると考えられる。

以上の知見に基づいて、本発明は完成された。以下、図面を参照し、本発明の実施の形態を詳しく説明する。図中同一又は相当部分には同一符号を付してその説明は繰り返さない。各図に示された構成部材間の寸法比は、必ずしも実際の寸法比を示すものではない。

図１は、本発明の一実施形態による試験方法で用いる試験片１０を模式的に示す図である。試験片１０は、バースト試験の対象となる鋼管１の一方の端部に蓋２を、他方の端部に導入管４付きの蓋３を取り付けたものである。鋼管１は例えば、継目無鋼管である。蓋２及び蓋３は例えば、ＭＡＧ溶接、レーザー溶接、摩擦圧接等によって鋼管１に取り付けることができる。

鋼管１の内部に、導入管４から、図示しない加圧装置によって液体を注入する。鋼管１の内圧を測定しながら液体を注入していき、鋼管１が破裂したときの内圧を測定する。

注入する液体は、例えば水である。バースト試験は、寒冷地での性能を模擬するため、−６０℃といった低温で行われる場合がある。そのため、低温でも凍らない液体を用いることが好ましい。そのような液体としては例えば、エチルアルコールやエチレングリコール等のアルコールを用いることができる。

加圧装置は、例えば加圧ポンプ、油圧シリンダー等である。昇圧カーブを制御する観点から、油圧シリンダーを用いることが好ましい。

本実施形態では、バースト試験時の昇圧カーブが下に凸になるようにする。すなわち、昇圧開始時からの時間が経過するほど、昇圧速度が大きくなるようにする。既述のとおり、バースト圧は、昇圧カーブが上に凸か下に凸かによって変動する。昇圧カーブを下に凸にしなければ、実際のインフレータ作動時の状況からの乖離が大きくなる。

なお、加圧装置として油圧シリンダーを用いる場合、注入する液体の流量を一定にすることにより（作動ピストンの移動速度を一定にすることにより）、昇圧カーブを下に凸にすることができる。

本実施形態ではさらに、鋼管１の塑性域における平均ひずみ速度を１×１０^−３／ｓｅｃ以上にする。鋼管１の塑性域における平均ひずみ速度は、次のように求める。

鋼管１にひずみゲージを貼付し、バースト試験中の鋼管１のひずみの時間変化を測定する。ここで、ひずみは、Ｔ方向（鋼管の周方向）のひずみとする。ひずみの時間変化及び鋼管１の内圧の時間変化から、鋼管１の内圧−ひずみ線図を作成する。内圧とひずみとが線形関係にある領域を弾性域、線形関係からずれる領域を塑性域とする。鋼管１が破裂したときのひずみから、弾性域のひずみを引いた値を、塑性ひずみとする。塑性域に達した時刻から鋼管１が破裂する時刻までの時間を、塑性域昇圧時間とする。塑性ひずみを塑性域昇圧時間で除した値を、鋼管１の塑性域における平均ひずみ速度とする。

既述のとおり、バースト圧は、塑性域でのひずみ速度の影響を受ける。鋼管１の塑性域における平均ひずみ速度が１×１０^−３／ｓｅｃ未満であると、実際のインフレータ作動時の状況からの乖離が大きくなる。

本実施形態ではさらに、昇圧開始から鋼管１が破裂するまでの平均昇圧速度を１００ＭＰａ／ｓｅｃ以上にする。平均昇圧速度は、バースト圧を、昇圧開始時刻から鋼管１が破裂する時刻までの時間で除した値である。

既述のとおり、バースト圧は、昇圧速度によって変動する。平均昇圧速度が１００ＭＰａ／ｓｅｃ未満であると、実際のインフレータ作動時の状況からの乖離が大きくなる。

以上のとおり、本実施形態では、バースト試験において、昇圧カーブを下に凸にし、塑性域における平均ひずみ速度を１×１０^−３／ｓｅｃ以上にし、平均昇圧速度を１００ＭＰａ／ｓｅｃ以上にする。これによって、実際のインフレータ作動時の状況により近い状況を模擬したエアバッグ用鋼管のバースト試験が可能になる。

以下、実施例に基づいて本発明をより具体的に説明する。なお、この実施例は本発明を限定するものではない。

加圧装置として加圧ポンプを用いたバースト試験装置、及び油圧シリンダーを用いたバースト試験装置によって、種々の寸法の鋼管のバースト圧を測定した。油圧シリンダーを用いたバースト試験装置では、２水準の平均昇圧速度で測定を行った。

結果を表１及び図２に示す。図２に示すとおり、昇圧速度だけではなく、試験装置の加圧方式によってもバースト圧が変動することが分かった。

図３は、上記の測定結果（実バースト圧）と、計算バースト圧との関係を示すグラフである。なお、計算バースト圧とは、鋼管の寸法と材料の引張強度から、下記の式で求められる値である。
（計算バースト圧）＝２×ＴＳ×ＷＴ／ＩＤ
ここで、ＴＳは引張強度、ＷＴは肉厚、ＩＤは内径である。

図３から、加圧ポンプを用いたバースト試験装置で測定されたバースト圧は、計算バースト圧の約９５％になることが分かった。一方、油圧シリンダーを用いたバースト試験装置で測定されたバースト圧は、平均昇圧速度が小さい場合には計算バースト圧と概ね一致し、平均昇圧速度が大きい場合には計算バースト圧の約１０５％になることが分かった。

次に、加圧装置によるバースト圧の差異の原因を調査するため、両装置で平均昇圧速度を同程度にしてバースト試験を実施し、詳細な分析を行った。供試材として、外径２０．１０ｍｍ、肉厚１．５５ｍｍの継目無鋼管を使用した。各試験片外面に図４に示すように２軸用ひずみゲージＧを貼付して、Ｔ方向（鋼管の周方向）及びＬ方向（鋼管の長手方向）のひずみ履歴を調査した。液体はエチルアルコールを使用し、試験温度は常温（約２３℃）とした。各装置で２回ずつ試験を実施した。

図５は、昇圧開始からの経過時間（以下「昇圧時間」という。）と鋼管の内圧との関係を示すグラフである。図６は、平均昇圧速度とバースト圧との関係を示すグラフである。図５に示すように、加圧ポンプを用いた場合には昇圧カーブが上に凸になっているのに対して、油圧シリンダーを用いた場合には昇圧カーブが下に凸になっていることが分かった。また、図６に示すように、平均昇圧速度が同程度であるにもかかわらず、油圧シリンダーを用いた場合の方が、加圧ポンプを用いた場合よりもバースト圧が高くなることが分かった。

図７は、Ｔ方向ひずみと鋼管の内圧との関係を示すグラフである。図８は、Ｌ方向ひずみと鋼管の内圧との関係を示すグラフである。図７に示すように、Ｔ方向では、内圧が約１５１．４ＭＰａのときに降伏していることが分かった。また、加圧ポンプを用いた場合と油圧シリンダーを用いた場合との間で、弾性域では鋼管の内圧に差異がないのに対して、塑性域では鋼管の内圧に差異が発生していることが分かった。一方、Ｌ方向ではバースト圧まで降伏していないことがわかった。

図９は、塑性ひずみ速度（Ｔ方向）と塑性域バースト昇圧差との関係を示すグラフである。ここで、塑性域バースト昇圧差とは、バースト圧と降伏を起こしたときの内圧（１５１．４ＭＰａ）との差である。図９に示すように、同程度の平均昇圧速度で比較した場合、塑性域におけるひずみ速度の違いにより、降伏後の内圧に差異が生じていることが分かった。表２に、塑性ひずみ速度と、バースト圧との関係を示す。

これらの結果から、塑性域におけるひずみ速度が、バースト圧に影響を及ぼしていることが分かった。

以上、本発明の実施の形態を説明した。上述した実施の形態は本発明を実施するための例示に過ぎない。よって、本発明は上述した実施の形態に限定されることなく、その趣旨を逸脱しない範囲内で上述した実施の形態を適宜変形して実施することが可能である。

１０ 試験片
１ 鋼管
２，３ 蓋
４ 導入管

Claims (2)

1. 管端を封口した鋼管に加圧装置によって液体を注入して前記鋼管の内圧を上昇させ、前記鋼管が破裂するときの内圧を測定するエアバッグ用鋼管のバースト試験方法であって、
   前記鋼管の内圧の時間変化が、前記内圧の上昇開始以降、下に凸であり、
   塑性域における平均ひずみ速度が１×１０^−３／ｓｅｃ以上であり、
   平均昇圧速度が１００ＭＰａ／ｓｅｃ以上である、試験方法。
2. 請求項１に記載の試験方法であって、
   前記加圧装置は、油圧シリンダーである、試験方法。

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