TWI555927B

TWI555927B - 衝擊吸收零件

Info

Publication number: TWI555927B
Application number: TW103107208A
Authority: TW
Inventors: 古賀敦雄; 大石浩
Original assignee: 新日鐵住金股份有限公司
Priority date: 2013-03-04
Filing date: 2014-03-04
Publication date: 2016-11-01
Also published as: CA2903945A1; CA2903945C; JPWO2014136733A1; WO2014136733A1; KR20150123883A; CN105008754B; TW201447137A; US20160010713A1; CN105008754A; JP5787044B2; EP2966312A4; EP2966312A1; KR101719944B1

Description

衝擊吸收零件

發明領域

本發明是有關於在汽車等輸送機械中使用的衝擊吸收零件。

發明背景

輸送機械之安全基準年年調高，並以碰撞時，即使輸送機械之機能受損，仍能保護車廂之乘客為最重要。因此，對於車廂周圍的框架，基於吸收衝撞時的能量，以緩和傳達到車廂內的衝擊的目的，將持續發展高強度鋼板之適用，並謀求衝撞安全性之提升。

此外，近年來，除了衝撞安全性之外，也會考慮到衝突後的修復性，且採用音效箱(crash box)之類的可更換的衝擊吸收零件來吸收衝擊之車種已大幅增加。該衝擊吸收零件是在車廂的前面以及後面，裝設成使衝擊吸收零件的衝擊吸收方向為汽車的長度方向，並藉由衝撞時衝擊吸收零件在衝擊吸收方向上的壓潰變形，以吸收衝擊能量。因此，會對該衝擊吸收零件要求以下的特性。

[1]具有高的衝擊能量吸收能。

[2]因為汽車的衝撞不一定與衝擊吸收零件的衝擊吸收方向平行，即使在承受來自與衝擊吸收方向交叉的方向(例如，與衝擊吸收方向之交叉角度為10度之傾斜方向)的衝擊荷重的情況下，也可以吸收衝撞能量。

[3]為了確保燃料經濟性效率，要是輕量的。

衝擊吸收零件的形狀，如自動車技術會論文集第7期(no.7)(1974年)，第60頁)所記載地，通常為透過設置在截面形狀為帽形之零件的凸緣以熔接背板之封閉截面為箱型形狀(參照圖1E)等的中空形狀。

衝擊吸收零件吸收衝擊能量時的變形行為可由圖1A~圖1H說明。在此，圖1A~圖1D為，從變形前到最初的彎曲變形結束為止的立體圖。在本說明書中所提到的衝擊吸收方向指，將衝擊吸收零件1之脊線方向設置成上下方向時，相對於設置面4為垂直之方向(圖1A之箭頭P₂)。並且，圖1E~圖1G顯示，相對於各個變形時的衝擊吸收方向(箭頭P₂)為垂直之水平截面的形狀。再者，圖1B之虛線顯示，施加衝擊後隨即出現之側面2的中央部的變形行為，圖1F以及圖1G之虛線為變形前的水平截面。

於衝擊吸收方向(箭頭P₂)施加衝擊荷重P₁時，首先，會在剛性小的側面2的中央部周期地(周期H)產生朝向面外方向(相對於面，垂直貫穿之方向)之膨脹(或是塌陷)彈性變形(圖1B之虛線以及圖1F之實線)。另一方面，剛性大的脊線3會在高度方向上壓縮變形。在此，於側面產生的彈性變形與如，1971年由CORONA PUBLISHING CO.,LTD出版，Timoshenko所著之座屈理論第221-225頁(以下，簡稱為「Timoshenko」)中所示的使周邊單純受到支撐之板的彈性彎曲變形是等效的，根據變分原理，彎曲波長H變成與板寬(側面2之寬度(脊線間的間隔))相等。

並且，在衝擊吸收方向(箭頭P₂)上進行變形時，側面2之彈性變形會從中央部往脊線3的方向擴展，且面外方向之變形也會變大。另一方面，也會使脊線3的壓縮應變量增大。於是，在側面2之面外變形到達脊線3之時間點上，會使彈性變形量在最多的位置形成應力集中，並發生脊線3之扭曲。且側面2與脊線3兩者開始發生局部的塑性彎曲變形(皺褶狀之變形)(圖1C之虛線部以及圖1G)。如果進一步進行變形，將使脊線3、側面2完全扭曲而接觸，並使最初周期的彎曲變形(圖1D)結束。此時的壓潰位移會與周期H一致。並且，在其他截面也開始發生同樣的彎曲變形。已知藉由重複進行如以上之彎曲變形，衝擊吸收零件1將可壓潰變形成如圖1H之蛇腹形(手風琴形)，並吸收衝擊能量(上述自動車技術會論文集)。

再者，之後，在本說明書中，是將H定義為壓潰變形時的彎曲波長，將在衝擊吸收方向變形而變形成如圖6所示之蛇腹形壓潰定義為軸壓潰，將在垂直於衝擊吸收方向切斷所取之截面定義為零件截面。

接著，以圖2說明此時之衝擊吸收方向之位移和荷重的關係。施加衝擊荷重到發生脊線3之扭曲(對應於圖1B到圖1C之間的變形)為止會使荷重上升(圖2，O→A)，並於最初之彎曲變形時到達最大荷重Pm₁。其後，於開始脊線3之塑性彎曲變形時，由於在塑性彎曲變形之進行(對應於圖1C到圖1D之間的變形)的同時會使在脊線3可吸收的能量之量減少，故會使荷重下降(圖2，A→B)。使側面2完全扭曲接觸而完成最初之彎曲變形時，會同樣地開始進行第2周期之變形，荷重在使脊線3扭曲為止會上升(圖2，B→C)，於使局部的塑性彎曲變形開始到結束為止則會下降(圖2，C→D)。之後，重複進行此位移-荷重行為。此結果為，伴隨周期H之蛇腹形(手風琴形)變形，施加的荷重也如圖2所示地以周期H重複進行上升、下降。在此，圖2之C點、E點分別為，第2次之彎曲變形時的最大荷重Pm₂、第3次之彎曲變形時的最大荷重Pm₃。又，第2次以後的最大荷重比Pm₁小是由於，經由最初的彎曲變形產生的軸向偏轉(axial runout)，在第2周期以後會使施加在脊線3的荷重變成偏荷重。

由於衝擊吸收零件是如上述之圖1A~圖1H、圖2之位移-荷重曲線圖形，而顯示出壓潰變形，故為了要滿足上述[1]，則必須由以下對策因應。

衝撞時的吸收能量等於位移-荷重曲線下方面積，亦即，(W：平均荷重)×(位移)。因此，讓W變大是重要的，Pm_i(i=1、2、3…，n)，以及彎曲變形次數n越大，越可使W增大。為此，可增加構成板材的拉伸強度或者彎曲力矩以增加Pm_i，而且，讓彎曲波長變小以增加彎曲變形次數n是有效的。

又，從傾斜方向承受衝擊荷重時，施加於衝擊吸收零件的荷重會變成偏荷重。因此，即使針對偏荷重，也必須以可以增大位移-荷重曲線下方面積的方式設計零件形狀、材料強度。

另一方面，從近年CO₂減量和，燃料經濟性提升的觀點，對車體輕量化有強烈的需求。又，在電動汽車等的下一世代的汽車中，雖然可以預期到大幅的CO₂減量，但會因為搭載電池而使車體總重量增加，因而無法得到足夠的續航距離，並變成下一世代汽車普及上的重大障礙。從這樣的觀點也可看出，對構成汽車之材料以及零件的大幅輕量化是有強烈需求的。

為了達成上述[3]之輕量化，不僅是零件本身的輕量化，縮小零件體積以防止周邊構件的容量增加也是很重要的。為此，以輕量構件構成零件的同時，必須設計可以使構成材料省略化或可以提升相當體積的衝擊吸收能量的材料、形狀。

已知以往，為了滿足上述[1]~[3]之特性，而有以下技術等。並從材料以及零件形狀兩方面，執行對策。

例如，日本專利特許第2783100號公報揭示，殘留奧斯田鐵之形態對衝擊吸收能造成影響之內容。並且，所揭示之發明為，藉由規定可以得到顯現良好衝撞性能的殘留奧斯田鐵鋼之形態的化學成分以及製造製程，以使具有殘留奧斯田鐵之鋼板的衝撞性能提升。其目的在於使鋼板之拉伸強度提升以讓Pm_i增大。然而，由於不具有減小彎曲波長H之效果，並不會增加彎曲變形次數。在此結果下，即使增大Pm_i，要有吸收能量的大幅增加仍是困難的。尤其是，縮小衝擊吸收零件的衝擊吸收方向時，要充分地吸收衝擊是困難的，因此要將零件作成小型化以輕量化是有困難化。

又，日本專利特開平7-224874號公報揭示，由纖維強化樹脂所製成的衝擊吸收零件。藉由使用具有脆性的樹脂材料以產生漸進式破壞，並可以增大衝擊能量吸收效率。而且，藉由以高強度纖維進行補強，而以提高彎曲強度作為目的。在該發明中，因為是使用脆性材料，和鋼材之類的塑性材料之變形不同，而可以用彎曲變形部整體吸收衝擊能量，使衝擊能量吸收效率提高。此外，也可以透過補強纖維使Pm_i變大。而且，因為是以輕量材料構成，也可以容易地達到輕量化。然而，還是有製造性低、高成本之課題。此外，由於是作脆性破壞，會使破片飛散於周圍，故也要考慮到這將對周圍的人、物體造成危害的可能性。

在自動車技術，第47卷(vol.47)，第4號(no.4)(1993年)，第57頁中揭示，於側面加工出稱為碰撞焊道(crash beads)之凹槽的衝擊吸收零件。這是藉由在側面以小間隔加工出成為衝撞時的彎曲變形起點之凹槽，以縮小彎曲波長，並增加彎曲變形次數為目的之技術。然而，因為引進凹槽，將使材料原本的Pm_i無法顯現之可能性變高，而無法有效率地增大W。此外，對於來自與衝擊吸收方向交叉之方向的衝擊荷重，有時會有以凹槽作為彎曲開始起點不能產生作用的情況，且無法縮小彎曲波長。

而且，日本專利特開2006-207724號公報則揭示，由具備朝向內部凹陷之溝部的多角形封閉截面所構成，且在部分截面設置成彎曲力矩有差別的衝擊吸收零件。藉由形成多角形截面可以縮小脊線的間隔，並可縮小彎曲波長。此外，藉由形成朝向內外相反方向凹陷的溝部，可以抑制脊線的軸向偏轉以防止偏荷重。此結果，將可以安定形成壓潰變形。並且，藉由設置成有差異的彎曲力矩，即使針對來自傾斜方向的衝撞也可將壓潰變形矯正成軸方向，而變得可進行充分的衝擊能量吸收。然而，由於是以脊線之間隔決定彎曲波長，為了充分地讓彎曲波長變小以增大W，必須將脊線間隔作得相當小，會使形狀的自由度受到限制。又，此衝擊吸收零件，除了因為形狀複雜而有形狀限制外，由於是以單一的鋼材所構成，故對車體之大幅輕量化是困難的。

又，日本專利特開2012-81826揭示，以2片金屬製皮材包夾具有多數個開口的金屬製芯材所接合而成的三明治層板。然而，三明治層板之周緣為未形成多數個開口的中實部，且由於剛性比開口形成部高，會使彎曲波長變大、衝擊能量吸收量變少。又，由於單1個層板上的剛性變化大，故難以使其安定形成壓潰變形。

如以上所述，雖然可執行因應材料以及衝擊吸收零件之構造的對策，但還是無法做到可充分滿足特性之衝擊吸收零件的開發。

發明概要

本發明之目的在於提供可以顯現下述特性的衝擊吸收零件。

(a)可安定地以蛇腹形壓潰變形。

(b)使彎曲變形時的最大荷重Pm_i增大。

(c)使彎曲波長H變小。

(d)不論衝擊荷重的負荷方向，皆可以顯現(a)~(c)。

(e)使形狀限制較少，並可以顯現(a)~(d)。

(f)可用單純的零件形狀使衝擊能量吸收效率提升、並可大幅的輕量化。

本案發明人等為了解決前述課題而反覆致力研究的結果，發現了以下的事項。亦即，可應用於下述衝擊吸收零件，其係將截面相同的積層金屬板成形加工成具有至少2條脊線之形狀而成者，且積層金屬板係於由金屬板所構成之一對表層之間接合積層芯材層而成者。藉此，發現到使零件之衝擊吸收方向之其中一方的端部承受衝擊荷重時，可使平均荷重增大，而可安定地以蛇腹形壓潰變形，並以此知識見解為基礎進行直到完成本發明。

本發明是將以下所述作為要旨。

(1)一種衝擊吸收零件，是用以在使零件之衝擊吸收方向之其中一方的端部承受衝擊荷重時，吸收衝擊能量者；該衝擊吸收零件係以零件截面之最長周長的50%以上包含下述構件而構成，該構件係將截面相同的積層金屬板成形加工成具有至少2條脊線之形狀而成者，且該積層金屬板係在芯材層的兩面接合積層由楊氏模數以及密度比前述芯材層大的金屬板所構成之表層而成者；且前述表層之板厚(t_f)和前述芯材層之板厚(t_c)的板厚比(t_c/t_f)為10.0以下。

(2)如於(1)所記載的衝擊吸收零件，前述衝擊吸收零件的零件截面形狀為完全開放截面形狀。

(3)如於(1)所記載的衝擊吸收零件，前述衝擊吸收零件的零件截面形狀為部分開放截面形狀。

(4)如於(1)所記載的衝擊吸收零件，前述衝擊吸收零件的零件截面形狀為完全封閉的截面形狀。

(5)如於(1)~(4)中任一項所記載的衝擊吸收零件，前述積層金屬板之前述表層的楊氏模數(E_f)和前述芯材層的楊氏模數(E_c)之楊氏模數比(E_c/E_f)為1/10~1/100000。

(6)如於(1)~(5)中任一項所記載的衝擊吸收零件，前述楊氏模數比(E_c/E_f)為1/10~1/1000。

(7)如於(1)~(6)中任一項所記載的衝擊吸收零件，前述脊線之間隔至少為10mm。

(8)如於(1)~(7)中任一項所記載的衝擊吸收零件，前述表層和前述芯材層之剪切接著強度為25MPa以上。

(9)如於(1)~(8)中任一項所記載的衝擊吸收零件，前述表層和芯材層之接合積層為使用焊材或導電性接著劑之接著。

(10)一種衝擊吸收零件，是用以在使零件之衝擊吸收方向之其中一方的端部承受衝擊荷重時，吸收衝擊能量者；該衝擊吸收零件係以將截面相同的積層金屬板成形加工而成之構件而構成，該積層金屬板係在芯材層的兩面積層由楊氏模數比前述芯材層大的金屬板所構成之表層而成者，且前述表層之板厚(t_f)和前述芯材層之板厚(t_c)的板厚比(t_c/t_f)為2.0~7.0。

(11)如於(10)所記載的衝擊吸收零件，前述板厚比(t_c/t_f)為3.5~5.0。

(12)如於(10)或(11)所記載的衝擊吸收零件，前述楊氏模數比(E_c/E_f)為1/10~1/1000。

(13)如於(10)~(12)中任一項所記載的衝擊吸收零件，前述積層金屬板係成形加工成具有至少4條脊線的形狀，且前述脊線之間隔分別為50~80mm。

(14)如於(10)~(13)中任一項所記載的衝擊吸收零件，前述積層金屬板於前述表層以及前述芯材層之間更具備接合層，且前述接合層之剪切彈性模數為30~500MPa。

根據本發明，可以提供滿足前述(a)~(e)之衝擊吸收零件。其結果為，如果使用本發明的衝擊吸收零件，除了正面外即使對於傾斜方向的衝撞也能起到保護車廂乘客的作用。而且，由於可不損壞接合構件地吸收衝擊能量，在維修上也較容易而且有效率。此外，本發明的衝擊吸收零件，由於用相對較少的形狀限制就可在面對上述之衝撞時充分地吸收衝擊能量，故可以收納成緊縮小型而不會導致周圍構件的重量增加。而且，由於是以輕量材製成，零件本身也可以輕量化。其結果為，在燃料經濟性提升上也是有效的。

1、31、20A、20B‧‧‧衝擊吸收零件

2‧‧‧側面

3‧‧‧脊線

5A、5B‧‧‧表層

7A、7B‧‧‧接合層

9‧‧‧積層金屬板

9a‧‧‧剝離部

10‧‧‧芯材層

11‧‧‧開放截面結構之帽材

12‧‧‧凸緣

13‧‧‧背板

14‧‧‧空孔

15‧‧‧端部

16‧‧‧側面端部

17‧‧‧焊道

20‧‧‧彈性彈簧

21‧‧‧表層材

22‧‧‧彈性地面

23‧‧‧剛體

25‧‧‧芯材層

30‧‧‧金屬網

37‧‧‧接合劑

L‧‧‧間隔

P₁‧‧‧衝擊荷重

P₂‧‧‧箭頭(衝擊吸收方向)

圖1A為針對圖1至圖17之第1實施形態，係顯示在衝擊吸收方向承受了荷重時的代表性變形行為之立體圖；圖1B為顯示在衝擊吸收方向承受了荷重時的代表性變形行為之立體圖；圖1C為顯示在衝擊吸收方向承受了荷重時的代表性變形行為之立體圖；圖1D為顯示在衝擊吸收方向承受了荷重時的代表性變形行為之立體圖；圖1E為顯示在衝擊吸收方向承受了荷重時的代表性變形行為之截面圖；圖1F為顯示在衝擊吸收方向承受了荷重時的代表性變形行為之截面圖；圖1G為顯示在衝擊吸收方向承受了荷重時的代表性變形行為之截面圖；圖1H為顯示在衝擊吸收方向承受了荷重時的代表性變形行為之照片；圖2為在衝擊吸收方向承受了荷重時的代表性之荷重-位移曲線圖；圖3為顯示積層金屬板之構造的截面圖；圖4A為顯示積層金屬板彎曲變形時的表層以及芯材層的變形行為的示意圖；圖4B為顯示積層金屬板彎曲變形時的表層以及芯材層的變形行為的示意圖；圖4C為顯示積層金屬板彎曲變形時的表層以及芯材層的變形行為的示意圖；圖4D為顯示積層金屬板彎曲變形時的表層以及芯材層的變形行為的示意圖；圖4E為顯示積層金屬板彎曲變形時的表層以及芯材層的變形行為的示意圖；圖5為顯示只形成1條脊線的構件在衝擊吸收方向上承受了荷重時之變形行為的立體圖；圖6為顯示在衝擊吸收方向上承受了荷重時的代表性軸向偏轉之照片；圖7A為顯示實施例所用之部分開放截面形狀的衝擊吸收零件之立體圖；圖7B為顯示實施例所用之部分開放截面形狀的衝擊吸收零件之以圖7A之A切斷的截面圖；圖7C為顯示實施例所用之部分開放截面形狀的衝擊吸收零件之以圖7A之B切斷的截面圖；圖8為顯示"V字型"變形之照片；圖9A為顯示積層金屬板之厚度構造改變時之彎曲變形的示意圖；圖9B為顯示積層金屬板之厚度構造改變時之彎曲變形的示意圖；圖10為顯示本發明衝擊吸收零件的應用例的立體圖；圖11A為顯示實施例所用之開放截面形狀的衝擊吸收零件之截面圖；圖11B為顯示實施例所用之開放截面形狀的衝擊吸收零件之立體圖；圖12A為顯示實施例所用之封閉截面形狀的衝擊吸收零件之截面圖；圖12B為顯示實施例所用之封閉截面形狀的衝擊吸收零件之立體圖；圖13為顯示實施例中所用之具有複數脊線的多角形零件截面形狀之構件的說明圖；圖14為顯示實施例所用之部分開放截面形狀的衝擊吸收零件之立體圖；圖15A為顯示比較例所用之圓筒形狀的衝擊吸收零件之截面圖；圖15B為顯示比較例所用之圓筒形狀的衝擊吸收零件之以圖15A之C切斷的截面圖；圖16A為顯示比較例中所用之只形成1條脊線的構件的立體圖；圖16B為顯示比較例中所用之只形成1條脊線的構件之以圖16A之D切斷的截面圖；圖17為顯示於芯材層具有金屬網的積層金屬板之截面圖；圖18A為針對圖18A至圖20之第2實施形態，顯示衝擊吸收零件之形狀的一例的立體圖；圖18B為顯示衝擊吸收零件之形狀的其他例的立體圖；圖19為顯示在實施例103、比較例101以及102中，平均彎曲波長相對於E_c/E_f的線圖；及圖20是顯示平均彎曲波長相對於衝擊吸收零件之形狀的線圖。

用以實施發明之形態

以下，將參照圖式就本發明之實施形態予以說明。另，於本說明書及圖式中，對於實質上具有相同機能構成之要素，經由附加相同符號以省略重複說明。

第1實施形態

本實施形態為一種用以於使零件之衝擊吸收方向之其中一方的端部承受衝擊荷重時，吸收衝擊能量的衝擊吸收零件。此衝擊吸收零件是包含下述構件而構成，該構件係將截面相同的積層金屬板成形加工成具有至少2條脊線之形狀而成者，且該積層金屬板係在適當的楊氏模數和密度的芯材層的兩面接合積層金屬板而成者。再者，在本說明書中，所謂的脊線是指，使相對於衝擊吸收零件的衝擊吸收方向垂直之截面形狀具有直線部分時之直線部分彼此所形成的角部(角度為超過0°未滿180°)，沿衝擊吸收方向連續連結之線條(參照圖1之脊線3)。

如圖3所示，構成本實施形態之衝擊吸收零件的積層金屬板9為，在芯材層10之兩面分別積層金屬板(表層5A、5B)之構造，亦即，具有在表層5A上積層芯材層10，並進一步在其上積層表層5B之構造。本實施形態是使芯材層10為具有低於表層5A、5B之楊氏模數(E_f)之楊氐模數(E_c)和密度的板狀層。較佳為在積層金屬板9之整個截面中皆存在相同的芯材層10。芯材層10之楊氏模數(E_c)，可以透過以JIS Z2241(金屬材料)以及JIS-K7113為依據之拉伸試驗進行評估。芯材層10為複數個物質組合而成的結構體時，楊氏模數(E_c)為對於該結構體的同軸方向之應變與應力之比例常數(縱彈性係數)。

在此，所謂的使截面相同是指，積層金屬板之整個截面中存在相同的表層和芯材層。相同地，也可含有金屬網之類的周期性地(規則性地)構成之物。周期並不限於固定不變，作成有一些變化亦可。於整個截面中，並未相同地包含使周期性的部分和非周期性的部分組合而成者。

本實施形態之衝擊吸收零件，藉由利用加工成具有至少2條脊線之形狀的積層金屬板9之軸向壓潰變形(圖1H)，而可以有效率地吸收衝擊能量。因此，設定為吸收衝擊能量之時，使該衝擊吸收零件的變形模式之50%以上為藉由從軸向壓潰模式變形之範圍的方向施加衝擊荷重。雖然可滿足該條件之衝擊荷重的輸入方向會因衝擊荷重之大小、速度而不同，但仍以相對於衝擊吸收方向的交叉角為0°以上、不滿60°作為大體上的基準。60°以上時，大多會變成由衝擊荷重形成之該零件的變形模式並非軸向壓潰，而是由橫向荷重(和衝擊吸收方向成直角之荷重)形成之彎曲壓潰變形模式為主的情況。較佳為設置成使衝撞荷重之輸入方向為45°以下，更佳為30°以下。藉此，可使軸向壓潰變形模式之佔有比例變得更大，可以更加有效率地吸收衝擊能量。又，由於也考慮到對上述運送機械之衝擊吸收零件的適用性，故將衝擊荷重之施加速度設定為1m/h以下且500km/h以下。

在此，積層金屬板9之芯材層10為具有比構成表層5A、5B的金屬板還低的楊氏模數和密度的板狀層。只要使板狀層之楊氏模數和密度比表層5A、5B低者即可，不一定要是後述之特別規定材質以及構造者。因此，脊線3為1條的情況為加工成"L字形之形狀"，具有2條以上的脊線時，則為將1個位置以上加工成"U字形或S字形"之形狀。再者，圖1E之帽子形之形狀的脊線3為4條。

接著，將詳細說明可以使本實施形態之衝擊吸收零件有效率地吸收能量的理由。

本實施形態之衝擊吸收零件是由密度低之芯材層10和金屬板5的接合積層體所構成，因此與單一金屬板相比較密度較小。其結果為，即使增大芯材層10之厚度，仍可儘量抑制積層金屬板9之質量的增加。因此，與質量等效的單一金屬板相比，可以顯現高的彎曲剛性。如Timoshenko中所揭示地，彎曲變形時的最大荷重Pm_i變成構成之板的彎曲剛性的函數(參照式(1))，彎曲剛性越大Pm_i越增大。據此，可以透過積層金屬板9之剛性增加效果，增大Pm_i。

Pm_i=k π²D/b²……(1)

其中，k為比例常數，D為彎曲剛性，b為衝擊吸收零件側面之寬度。

另一方面，彎曲變形之小波長化，可藉由以下的機制而達成。

由於構成本實施形態之衝擊吸收零件的積層金屬板9為，使低楊氏模數之芯材層10以兩面之金屬板5接合限制，故可以當作以彈性彈簧20相互限制之2片表層材21而模組化(圖4A)。表層材21之變形自由度雖然具有差異，但是這2片板之軸向壓潰變形模式，與彈性地面上之板的壓潰變形模式(圖4B)等效。彈性地面22相當於彈性彈簧20。以彈性彈簧20限制之2片表層材21(圖4A)為，使2片板(表層材21)雙方均為非固定，彈性地面22上的表層材21(圖4B)則只有1片板(表層材21)為非固定。然而，任一者皆可藉由彈性彈簧20之延伸變形和表層材21之變形而吸收軸向壓潰能量。而且，根據變分原理變成使變形能量總和為最小之變形。在此，表層金屬板是如Timoshenko中所記載地，用和脊線間的間隔相等之波長H₁(圖4C)進行變形時，會使能量e_f變成最小。另一方面，彈性地面之變形為，儘量縮小延伸則越可以使能量變小。其結果為，如圖4D所示之以比脊線間之間隔小的波長H₂變形時，會使能量e_c變成最小。因此，彈性地面22上之板的彎曲波長是由e_c、e_f之大小的平衡決定，並變成比H₁小，且比H₂還大之值(圖4C、圖4D)。

構成本實施形態之積層金屬板9也可以依據同樣的原理，說明小波長化。亦即，表層5A、5B在以大的波長彎曲時會使變形能量變小。芯材層10在以小的波長彎曲時會使變形能量變小。積層金屬板9藉由表層5A、5B和芯材層10之變形能量的大小關係作平衡，而且可以用使雙方之變形能量之和變成最小的波長進行彎曲變形。由於有容易變成小波長的芯材層10之變形貢獻，故和由單一材料所構成之衝擊吸收零件相比較，使本實施形態之衝擊吸收零件可以藉由小波長進行壓潰變形。

另一方面，將積層金屬板9之芯材層10之楊氏模數設定成表層5A、5B以上時之變形，可以當作以剛體限制之2片金屬板而模組化。此時，芯材層不進行如(圖4C、圖4D)之延伸變形，並作為剛體23而使2片表層材21之距離保持固定。變形能量是在作平面保持(在變形前與材軸向垂直相交之截面，在變形後也是變成與材軸向垂直相交之截面)之變形(圖4E)時變得最小。其結果為，無法使彎曲波長變小。因此，構成本實施形態之積層金屬板9的芯材層10之楊氏模數必須低於表層5A、5B之楊氏模數。

此外，本實施形態之積層金屬板9必須加工成具有至少2條脊線3的形狀。透過構成脊線3以建立角落。由於角落部比側面2的剛性大，可以使彎曲變形時的最大荷重Pm_i更加變大。此外，脊線3必須為2條以上。脊線3為1條時，挾著脊線3之側面的其中一方的周邊端面會變成自由端面。其結果為，施加壓潰荷重時會產生如圖5之擴大側面的形成角的變形模式。藉此，在使邊界條件改變、並產生扭轉變形而使彎曲變形不安定之下，將無法充分顯現上述積層金屬板的優點。

透過以上的理由，本實施形態之衝擊吸收零件，由於可以維持高度彎曲變形時的最大荷重Pm_i，並且以小波長作彎曲變形，故可以增加彎曲次數以實現高平均荷重W。其結果為，可以增大衝擊能量吸收量。此外，在變形中不會使邊界條件改變，可以安定形成彎曲。其結果為，可以有效率地吸收衝擊能量。

又，可以抑制單一金屬板之彎曲變形時的軸向偏轉(圖6)之類的現象之發生，為以小波長作彎曲變形之其他效果。其結果為，可以使彎曲安定形成，並可以較佳的再現性吸收衝擊能量。即使對同時來自相對於衝擊吸收方向傾斜交叉之方向的荷重(此等是作為偏荷重施加於衝擊吸收零件)，也可以安定形成而進行能量吸收。

本實施形態之衝擊吸收零件只要由包含，使楊氏模數以及密度滿足上述條件之適當的積層金屬板9加工成具有至少2條脊線3的形狀而成之構件而構成即可，並不必特別限定脊線3之形態。因此，脊線3只要是2條以上即可，可以平行於衝擊吸收方向，也可以相對於衝擊荷重承受方向配置成扇形展開，或者為此之相反亦可。宜使脊線3之數量為25條以下。超過25條時，會使成形變得困難。

又，本實施形態之衝擊吸收零件的形狀也是只要滿足上述條件即可，並無特別規定者。雖然即使將如上述日本專利特開2006-207724號公報所記載之於側面賦與碰撞焊道之衝擊吸收零件加工成特定之形態等的形狀亦可，但並非本實施形態之必要條件。據此，相較於先前技術可使形狀限制較少，並可以因應目標選擇形態。例如，當只要以簡單的製程成形加工出衝擊吸收零件即可時，可以選擇單純之U字形或S字形、帽形之類的四角形等。又，基於使相對於來自傾斜方向的荷重之能量吸收可更安定化進行之目的，也可以從形態著手，並將相對於衝擊荷重方向垂直之截面形狀作成具有多數條脊線的多角(超過四角)形，並作成更各向同性之形態。從成形性和相對於傾斜荷重之能量吸收能的安定性之平衡來看，更佳為為六~八角形截面。此外，也可以作成相對於衝擊荷重承受方向配置成扇形展開之具有至少2條脊線的形狀，而使端面之截面形狀不同的形態。該形狀藉由將初期承受衝擊荷重之側的截面作得較小，而使Pm₁(原本，Pm₁>Pm_j(_j>1)變小，且對更確實地抑制衝擊荷重傳播到其他構件是有效的。或者，也可以相反地作成相對於衝擊荷重承受方向配置成後端漸縮形之具有至少2條脊線的形狀。此時，由於將初期承受衝擊荷重之側的截面作得較大，可以使Pm₁變大。此結果，適合應用於以零件之初期衝擊承受能力為必要之用途(形成難以損壞零件之用途)。

此外，本實施形態之衝擊吸收零件對高度h也無特別規定。在此之衝擊吸收零件的高度h為，投影到衝擊吸收零件之衝擊吸收方向軸上的高度，大多數的情況是指實質的衝擊吸收零件高度。由於每彎曲1之波長的衝擊能量吸收能是由零件截面以及構成材料決定，故較佳的零件高度可對應這些而決定。例如，每彎曲1之波長的衝擊能量吸收能為，構成積層板之塑性彎曲力矩M_p、零件截面之最長周長L_m之積的函數。因此，於設定作為目標之能量吸收量U₀，並使零件高度h≦(U₀/M₀)L_m時，會有只靠該衝擊吸收零件則吸收不了衝擊能量的情形。據此，較佳為使h>(U₀/M_p)L_m，更佳為h>2×(U₀/M_p)L_m。另一方面，宜使h≦(100×U₀/M_p)L_m。h>(100×U₀/M_p)L_m時，會殘留多數個未參與衝擊能量而健全的部位，而有使每質量之衝擊吸收能降低之情形。

此外，本實施形態之衝擊吸收零件的零件截面之形態可以是，開放截面(參照圖11A、圖11B)、封閉截面(參照圖12A、圖12B)，或者於部分截面設置開口部之封閉截面(參照圖14)亦可。又，於側面實施了焊道之形態，使側面設有空孔之部分形成開放截面之形態(圖7A~圖7C)、於衝撞開始位置引入部分切口之形態等亦可。

重視輕量性之情況為，於已確保2條脊線之後，宜省略至少1個側面(在後述之實施例為形成背板之側面)，將零件截面作成開放截面。本實施形態之衝擊吸收零件，由於是以成形為具有2條以上之脊線的形狀的構件構成適當的積層金屬板9，故可用小波長安定形成彎曲。其結果為，即使如後述之實施例所示作成開放截面而省略背板，也可使衝擊吸收零件不會變形成"V字形"而變形成蛇腹形。另一方面，將單一金屬板成形成具有2條以上之脊線的形狀時，該衝擊吸收零件可用和脊線間之間隔相等的波長H₁彎曲。此結果為，作成開放截面時，會如後述之比較例所示之在自由端部產生較大的擠進內側之類的變形，而變形成"V字形"，無法安定形成蛇腹形之皺褶(圖8)。此結果為，由單一金屬板所構成時，要以開放截面有效率地吸收衝擊能量是困難的。因此，即使是開放截面也可以安定形成以吸收衝擊能量，是本實施形態的1個特色。再者，將零件截面作成開放截面之其他效果還有，熔接之省略、零件和車體之締結自由度提升(由於是開放截面，也可以用透過L字板之螺栓固定等)等。

此外，在重視衝擊吸收零件之輕量性和扭轉剛性的情況中，宜作成於部分零件截面設置開口部之封閉截面、側面設有空孔之部分開放截面。可藉由設置封閉截面部增大扭轉剛性。由於本實施形態之衝擊吸收零件原本就具有即使作成開放截面也能安定變形成蛇腹形以吸收能量之潛力，因此並不需讓其在開孔之側面保有抑制"V字形變形"程度的強度。此結果為，相較於單一金屬板形成的衝擊吸收零件，可使設計之自由度變大。

又，更加重視衝擊吸收零件之扭轉剛性和彎曲剛性時，宜將零件截面完全作成封閉截面。

並且，本實施形態之衝擊吸收零件，只要使將適當的積層金屬板9加工成具有2條以上之脊線的形狀而成的構件，構成具有最長周長之零件截面之周長的50%以上即可，不需作成構成材料完全為積層金屬板9。根據目的，也可以將部分置換成單一金屬板。例如，圖1E之帽子形型式的衝擊吸收零件之情況，也可將背板13置換成單一金屬板。積層金屬板9彼此熔接的情況，會有經由熔接時的供熱而使芯材層和表層金屬板間的接合解除之情況。此結果為，必須設定成可以使金屬板、芯材層間再接合的熔接條件，而有熔接困難之情形。將背板13作成單一金屬板時，則該條件對背板13為不必要，因而可以更容易設定熔接條件。但是，不可以使積層金屬板9低於該衝擊吸收零件之零件截面的最長周長的50%。混合積層金屬板9和單一金屬板而構成時，從積層金屬板9傳播到單一金屬板部之彎曲皺褶，會結合整合成一體而使波長變大。使單一金屬板變成超過50%時，會使結合成一體的彎曲波長之變形變成彎曲時的主要變形，使能量吸收效率降低。為了讓結合成一體之彎曲波長的影響變小，較佳是使積層金屬板9於截面周長之佔有比例為70%，更佳為85%以上。

積層金屬板9之表層5A、5B和芯材層10之楊氏模數比(E_c/E_f)宜為1/10~1/100000，更佳是使楊氏模數比(E_c/E_f)為1/10~1/1000。以下說明理由。

E_c/E_f超過1/10時，由於芯材層10之楊氏模數(E_c)過大，將使芯材層10難以作剪切變形，並會被推測成以比單一材料稍微小的波長作彎曲變形。因此，會使上述楊氏模數比之積層金屬板9成形加工而成之構件所構成的衝擊吸收零件，有衝擊能量吸收效率不會大幅提升的可能性。

又，E_c/E_f低於1/100000時，由於芯材層10之楊氏模數E_c非常小，芯材層10會變得容易變形。由於此時之芯材層10的變形能量，E_c非常小，即使加大變形量，變形能量也會變小。此結果為，幾乎可以忽略在表層5A、5B以及芯材層10的各變形能量之總和中所佔有的芯材層10之變形能量，並容易產生使表層5A、5B之變形能量小的變形。亦即，E_c/E_f低於1/100000時，可以推測成積層金屬板9是以比單一材料稍微小的波長作彎曲變形。因此，會使上述楊氏模數比之積層金屬板9成形加工而成之構件所構成的衝擊吸收零件，有衝擊能量吸收效率不會大幅提升的可能性。

再進一步地，E_c/E_f低於1/1000時，會使積層金屬板9成形加工而成之構件所構成的衝擊吸收零件1，即使可以使彎曲波長變小，仍然會因E_c之降低，而有彎曲變形時的最大荷重Pm_i變小之情況。此結果為使平均荷重W降低。

經由上述可知，積層金屬板9之表層5A、5B和芯材層10之楊氏模數比(E_c/E_f)宜為1/10~1/100000，更佳是使楊氏模數比(E_c/E_f)為1/10~1/1000。

此外，宜將積層金屬板9所形成的構件的脊線3之間隔作成10mm以上。芯材層10之楊氏模數在上述範圍中時，由上述理由，可能會使彎曲波長特別小，變成10mm以下的情形增多。因此，即使將脊線3之間隔設定成10mm以上，衝擊吸收零件1之彎曲波長也可以形成10mm以下。如果積層金屬板9之表層5A、5B和芯材層10之楊氏模數比(E_c/E_f)為1/10~1/100000時，會更容易實現。如果2條脊線之間隔可以增大時，製造該衝擊吸收零件時的加工會變得容易。另一方面，以單一金屬板構成時，會使彎曲波長變成等於2條脊線之間隔。因此，為了使彎曲波長低於10mm，則必須將2條脊線的間隔作成低於10mm。透過以適當的積層金屬板9構成可以使形狀限制更少，也是本實施形態的1個特色。

又，構成本實施形態之衝擊吸收零件的積層金屬板9之表層5A、5B的板厚(t_f)和芯材層10之板厚(t_c)之板厚(t_c/t_f)比宜為10.0以下。又，構成積層金屬板9之表層5A、5B以及芯材層10之比重會有些微不同，但考慮到積層金屬板9之輕量性時，宜使t_c/t_f為2.0以上，較佳為3.5以上。

板厚比(t_c/t_f)超過10.0倍時，由於和表層5A、5B相比較會使芯材層10變得非常厚，而在積層金屬板9之剛性和表層5A、5B之剛性產生大的背離。此結果為，容易在彎曲變形時的表層5A、5B彼此產生分別對稱之變形。

具體而言，板厚比(t_c/t_f)為10.0以下時，積層金屬板9之剛性和表層5A、5B之剛性的差異較小。因此，積層金屬板9可形成和一片單一材料相同的彎曲變形。亦即，相對於表層5A朝外側方向作彎曲變形，表層5B是朝芯材層10方向作彎曲變形，藉此，表層5A、5B是作非對稱的彎曲變形(圖9A)。

另一方面，板厚比(t_c/t_f)超過10.0時，如圖9B所示，相對於表層5A是朝外側方向作彎曲變形，表層5B也是朝外側方向作彎曲變形。此結果為，積層金屬板9會產生如同朝板厚方向膨脹(燈籠打開)之變形，而在表層5A、5B和芯材層10之間產生剝離部9a。因此，在成形加工積層金屬板9所構成的衝擊吸收零件中，在承受了高度方向之衝擊荷重時，有無法得到安定形成之蛇腹形的壓潰變形的可能性。

板厚比(t_c/t_f)低於2.0時，相對於積層金屬板9之厚度，是使表層5A、5B之厚度的佔有比例為50%以上。由於和芯材層10相比，表層5A、5B的比重較大，會使積層金屬板9之質量大幅增加。此結果為，無法謀求該積層金屬板9所構成之衝擊吸收零件可充分輕量化的可能性。

經由上述可知，構成本實施形態之衝擊吸收零件的積層金屬板9之表層5A、5B和芯材層10之板厚比(t_c/t_f)宜為10.0以下，較佳為7.0以下，更佳為5.0以下。

本實施形態之表層5A、5B並無特別限制，可以使用碳鋼、鋁、鈦、銅、鎂以及此等的合金等之金屬板。具體而言，如果使用鋼板時，可以使用例如，馬口鐵、薄鍍錫鋼板、電解鉻酸鹽處理鋼板(無錫鍍層薄板(Tin Free Steel))、鍍鎳鋼板等的罐用鋼板或，熔融鍍鋅鋼板、熔融鍍鋅-鐵合金鋼板、熔融鍍鋅-鋁-鎂合金鋼板、熔融鍍鋁-矽合金鋼板、熔融鍍鉛-錫合金鋼板等的熔融鍍層鋼板或，電鍍鋅鋼板、電鍍鋅-鎳鋼板、電鍍鋅-鐵合金鋼板、電鍍鋅-鉻合金鋼板等的電鍍鋼板等的表面處理鋼板、冷軋鋼板、熱軋鋼板、不銹鋼鋼板等。

此外，也可在由相同種類之金屬板且楊氏模數為同等程度之不同性質的金屬板所形成的表層5A、5B之間，積層芯材層10。具體而言，在彎曲加工、卷壓加工等必要之用途上，可在強度不同之鋼板間積層芯材層10，並在進行曲率半徑小之加工的艱難面上使用軟鋼，另一側之面則可基於強度確保的原因，使用高張力鋼等。再者，表層5A、5B之2片金屬板的楊氏模數不同時，本說明書中所規定之楊氏模數比(E_c/E_f)之E_f是採用楊氏模數小之表層的值。

又，為了在本實施形態之表層5A、5B之表面提升密接力和耐蝕性，也可實施公知的表面處理。雖然此類的表面處理，可列舉例如，鉻酸鹽處理(反應型、塗布型、電解)以及無鉻處理、磷酸鹽處理、有機樹脂處理等，但不以此等為限。

又表層5A、5B之厚度宜為0.2mm以上。表層5A、5B之厚度低於0.2mm時，在製造衝擊吸收零件時的彎曲加工時，會有容易產生表層5A、5B之破損斷裂，而無法得到預定之截面形狀的情形。另一方面，表層5A、5B之厚度超過2.0mm時不易充分形成輕量化效果。從輕量化的觀點來看，表層5A、5B之厚度較佳為2.0mm以下。

又，接合積層於芯材層10之上下的表層5A、5B之厚度亦可上下不同。例如，為了防止上述彎曲加工時的表層5A、5B破損斷裂，也可加厚產生拉伸變形之表層。但是，改變表層5A、5B之厚度時，宜使變厚之表層厚度(T_L)和另一方之表層厚度(T_S)的板厚比(T_L/T_S)為1~1.5。其原因為，變厚之表層厚度(T_L)和另一者之表層厚度(T_S)的板厚比(T_L/T_S)超過1.5時，不但會造成積層金屬板9的大幅重量增加，也會使成形加工該積層金屬板9所構成的衝擊吸收零件有無法安定形成蛇腹形之壓潰變形的可能性。

再者，設置於芯材層10之上下的表層5A、5B之厚度上下不同時，是以厚度大之表層厚度(T_L)，作為上述之表層5A、5B和芯材層10之板厚比(t_c/t_f)之厚度(t_f)。

接著，針對本實施形態之積層金屬板9之芯材層10作說明。只要使芯材層10為具有低於表層5A、5B之楊氏模數(E_f)的楊氏模數的板狀層即可，可在不特別限定下，適當選擇公知之材料。具體而言，作為芯材層10之材質，可列舉如Al合金、鈦、銅等的金屬以及陶瓷、樹脂、纖維強化樹脂、紙等的非金屬材料。

並且，可列舉對上述材料以及Fe合金、不銹鋼等賦與了例如網狀構造體、蜂巢構造體、延展等之具有空孔的構造體、波浪型構造體、褶皺的(corrugated)構造體、輥軋構造體、發泡體等公知結構的材料，作為芯材層10。

又，可列舉進一步組合2個以上的上述材料而複合化之芯材層，例如，蜂巢構造體之空孔中填充發泡樹脂之複合材料或，依序積層了樹脂片材和網狀構造體的複合材料等，作為芯材層10。再者，組合2個以上而複合化之材料作為芯材層10時，是以複合體之楊氏模數作為芯材層10之楊氏模數(E_c)。

再者，使用絕緣物之樹脂作為芯材層10時，藉由使樹脂中含有鋁粉、鋁合金粉、鎳粉、鋅粉、Fe系金屬粉(Fe-Si合金、Fe-Cr合金、Fe-Co合金、Fe-Mn合金等)，或電阻率為1.0×10^-7~1.9×10^-4Ω．cm的硼化物、碳化物、氮化物、矽化物等的非氧化物陶瓷粒子，除了可確保熔接性外也可確保必要之導電性。

接著，針對本實施形態之表層5A、5B和芯材層10之接合作說明。對於接合材以及接合法並無特別限定，可以使用公知的接合材以及接合法。詳細說明如後，例如，接合材可列舉接著劑、導電性接著劑、焊材，接合法可列舉如接著接合、焊接、熔接等。

積層金屬板9也可以是，在金屬板(表層5A、5B)之間配置金屬網30，並於空隙間充填接合劑37者(參照圖17)。換言之，亦可藉由金屬網30以及接合劑37構成芯材層10。可列舉如聚酯樹脂或導電性接著劑等，作為接合劑37。由於此金屬網30是周期性地構成，故也可將此積層金屬板9視為截面相同之物。再者，此周期並不限於固定不變，作成有變化亦可。

構成本實施形態之衝擊吸收零件之積層金屬板9的表層5A、5B和芯材層10之間，宜以5MPa以上的剪切接著強度接合，更佳為25MPa以上。在此，剪切接著強度是指，使表層5A、5B和芯材層10剝離時之最大荷重除以所接合之面積之值。

構成本實施形態之衝擊吸收零件之積層金屬板9之表層5A、5B和芯材層10之間的剪切接著強度低於5MPa時，承受衝擊荷重時，恐有在芯材層10之兩面的表層5A、5B產生剝離，使積層金屬板9無法形成一體作變形之虞。此結果為，該衝擊吸收零件可能無法得到安定形成之蛇腹形的壓潰變形。

又，於該衝擊吸收零件之壓潰變形時，為了防止在積層金屬板9所產生之剪切力導致芯材層10之兩面和表層5A、5B之剝離，宜將剪切接著強度設定成25MPa以上。再者，可以依據JIS-K6850之拉伸剪切試驗評估剪切接著強度。

構成本實施形態之衝擊吸收零件的積層金屬板9之表層5A、5B和芯材層10之接合積層，較佳為透過例如，接合層7A、7B之接合。接合層7A、7B可由公知之接合材料形成，例如，以接著劑、焊材、導電性接著劑等形成亦可。

作為焊材，可列舉例如，鉛、錫、銻、鎘、鋅等之合金所形成之軟焊料(焊鍚)、Ni-Cr系之焊材、銅焊、金焊、鈀焊、銀焊、鋁焊等的硬焊料等。

作為導電性接著劑，可列舉例如，在後述的接著劑中，添加預定量之鋁粉、鎳粉或鐵粉等的金屬粉之物等。此外，可以安定形成熔接之導電性接著劑之電阻率較佳為1.0×10^-3~1.0×10^-4Ω．cm。

藉由使積層金屬板9之表層5A、5B和芯材層10之間的接合積層為以焊材料或導電性接著劑進行之接合，在芯材層10為導電材料之情況，可確保積層金屬板9之熔接性，並讓使用熔接等手法之衝擊吸收零件之製造變得可行。

又，積層金屬板9之表層5A、5B和芯材層10之間的接合部的剪切強度宜為5MPa以上，較佳為25MPa以上。接合部之剪切強度低於5MPa時，會因為剪切力而在接合部發生破壞(凝集剝離)。此結果為，在該衝擊吸收零件上可能無法得到安定形成之蛇腹形的壓潰變形。又，於該衝擊吸收零件之壓潰變形時，為了防止在積層金屬板9所產生之剪切力而導致之接合部的凝集剝離，較佳為將接合部之剪切接著強度設定成25MPa以上。

將表層5A、5B和芯材層10之接合藉由接著接合進行時，雖然是使用接著劑作為接合材，但是為了在加工後也能保持耐熱形狀安定性，宜使接著劑於100℃~160℃下之儲存彈性模數G’為0.05MPa以上100GPa以下。在低於0.05MPa，並藉由將積層金屬板9成形為衝擊吸收零件時所發生的表層/接著劑界面之殘留應力，將積層金屬板9之成形品加熱至該溫度(100℃~160℃)時，會有使接合部產生潛變(creep)變形、使接合部破壞，並引起以接合部為起點之剝離的情形。為了確實防止接合部之潛變變形，宜使G’為1.0MPa以上，更佳是使G’為5MPa以上。另一方面，超過100GPa之情況下，由於常溫之G’會變得更大，將使加工追隨性降低，而有變成容易在加工時形成破壞，並產生以接合部為起點之剝離之虞。再者，接著劑之儲存彈性模數G’，可以用頻率0.1~10Hz下測定之接著劑的儲存彈性模數之最大值作評估。熱硬化性接著劑之情況是使用賦與和積層條件相同之熱歷程而交聯硬化之接著劑薄膜，熱可塑性接著劑之情況則為成形為接著劑薄膜，再用公知之動態黏彈性測定裝置進行測定。

此外，接著劑於100℃~160℃下之損失彈性模數G”和儲存彈性模數G’之比tanδ(=G"/G’)宜為tanδ<1，較佳為 tanδ<0.8，更佳為tanδ<0.5，最佳為tanδ<0.1。tanδ越小，越能抑制由加熱之殘留應力而形成之接合部的潛變變形，並可使形狀安定。在tanδ≧1下，並將加工物加熱至100℃~160℃時，會使接合部作黏性流動，並有變得形狀不安定，進行潛變變形破壞而剝離之可能性。

又，可使用例如，環氧系接著劑、丙烯酸系接著劑，以及胺甲酸乙酯系接著劑等，作為接著劑。從確保接著劑之耐熱性以及耐久性之觀點來看，宜為以環氧樹脂作為基材之結構用接著劑，從處理能力方面來看，其中尤以預先混合硬化劑之一液加熱硬化型接著劑較佳。

又，芯材層10為導電性材料時，也可藉由熔接進行表層5A、5B和芯材層10之接合。可以使用公知之熔接法，且具體的熔接法，可列舉例如，點熔接、縫熔接等的電阻熔接，電子束熔接、雷射熔接、電弧熔接等。

此外，作為表層5A、5B和芯材層10之接合方法，從確保積層金屬板9之生產性以及熔接性的立場來看，尤以透過融點400℃以下的焊材(例如，焊錫等)，或者，具有耐熱性之導電性接著劑接合而形成之接合為宜。

接著，針對本實施形態之衝擊吸收零件的製造法作說明。衝擊吸收零件可以用公知之手法製造即可，並不以特定的製造法為限。例如，藉由對積層金屬板9進行壓製彎曲、卷壓、輥軋成型等之加工的其中一個或複數個，製造出衝擊吸收零件亦可。

又，關於使用2片以上之板件，以製造衝擊吸收零件時之板件彼此之接合法，只以公知之接合手法進行製造即可，並不以特定的接合法為限。可透過例如，點熔接、縫熔接等的電阻熔接，電子束熔接、雷射熔接、電弧熔接等等之熔接，利用螺栓等之機械接合，利用接著劑之接著，利用焊材之焊接等，以使板件彼此接合，並接合成衝擊吸收零件亦可。

以上，詳細地說明了本實施形態之積層金屬板9的構成，接著，將針對具有上述構成之積層金屬板9的製造方法詳細地作說明。

本實施形態之積層金屬板9，可適用公知之積層方法進行製造。具體而言，可以用下述之步驟等進行製造。

在芯材層10之兩面因應需要塗布接合材(接著劑、焊材等)，並依序積層表層5A、芯材層10、表層5B，可於常溫或邊加熱邊進行加壓。或者，在表層5A、5B之單面塗布接合劑，以塗布之面彼此包夾芯材層10而積層，也可於常溫或邊加熱邊進行加壓而製造。

又，由於接合材和接合方法之具體例同上所述，在此將省略詳細之說明。

由於本實施形態具有至少2條脊線3，具有兩端受到脊線3支撐(非自由端)之側面2，故相對於衝擊荷重可以安定形成彎曲。並且，該衝擊吸收零件是以將適當楊氏模數和密度之芯材層10積層於表層5A、5B之間的積層金屬板9所形成之構件所構成，故可以維持輕量性同時加厚板厚。藉此，可以增大彎曲剛性。此外，因為加工成具有脊線，故可以建立剛性高之角落部。此結果為，可以達成高度彎曲變形時的最大荷重Pm_i。此外，上述積層金屬板9可進行和以彈性彈簧限制之2片金屬板等效的彎曲變形。因此，相較於已述之單一金屬板，可以小波長進行彎曲變形，並可增加彎曲變形次數n。並且，由於可用小波長作彎曲，使變形中的軸偏轉也變少，針對相對於衝擊吸收方向從傾斜方向輸入之衝擊荷重也可以有效率地吸收能量。

又，本實施形態之衝擊吸收零件由於具有上述之特色，用於顯現機能之形狀限制也較少。可依目的選擇適當形態。具體而言，可列舉例如，將零件截面作成開放截面以形成輕量化、於側面設置開孔部以確保輕量化和扭轉剛性，作成封閉截面以確保彎曲、扭轉剛性等。

又，作為本實施形態之衝擊吸收零件之應用，可列舉中空且長條狀之骨骼構件(例如，汽車之前側面構件)。例如，如圖10所示，可熔接或者接著接合由金屬板形成之衝擊吸收零件31和本實施形態之衝擊吸收零件1，並在複數個彎曲誘發部(焊道17)之間(圖10中的虛線所包圍之區域)，配置本實施形態之衝擊吸收零件1，形成長條狀之骨骼構件。該長條狀之骨骼構件於使骨骼構件之長度方向承受衝擊荷重時，可以使本實施形態之衝擊吸收零件安定形成蛇腹形之壓潰變形，因而可以得到充分的衝擊吸收效果。

透過此等特性，使本實施形態之衝擊吸收零件可適合使用作為，不僅是普通乘用車、還有從輕型汽車到卡車、巴士等的大型車之全部汽車、電車等的輸送機械之衝擊吸收零件。

以上，一面參照附加圖式一面說明本發明之較佳實施形態，但本發明並未受該等實例所限定。且理應了解的是，只要是發明所屬技術領域中具有通常知識者，於申請範圍所記載之範疇內，顯然可以想到之各種變更例或修正例，針對該等，亦當然屬於本發明之技術範圍。

第1實施例

以下，將依據實施例、比較例更具體地說明本發明。

(使用了積層金屬板之構成和製造方法)

製造表1所示之表層和芯材層之構成的積層金屬板，作為本發明之實施例以及比較例。又，表層和芯材層之接合是使用，結構用接著劑(基材：環氧樹脂，塗布量200g/m²)、瞬間接著劑(基材：氰基丙烯酸酯，塗布量200g/m²)、焊材(低溫焊接劑，Sn-Pb系，融點183℃，使用量15g/m²)。

積層金屬板A~D、G、H、J是使用結構用接著劑作為接合材，並於表層上依序積層接合材、芯材層、接合材、表層，在真空下加溫至180℃為止。接著，以壓接力10~40kgf/cm²(0.98~3.92MPa)對積層之表層、接合材以及芯材層進行20分鐘熱壓，之後，冷卻至常溫為止，並曝露於大氣，就能得到表1所示之各積層金屬板。

又，積層金屬板E是使用瞬間接著劑作為接合劑，不需加熱已積層之表層、接合材以及芯材層，藉由以壓接力10~40kgf/cm²進行加壓，就能製造出積層金屬板E。

又，積層金屬板F是使用焊材作為接合劑，將已積層之表層、接合材以及芯材層加熱至300℃為止，以壓接力10~40kgf/cm²熱壓20分鐘，之後，冷卻至常溫，並曝露於大氣，就能製造出積層金屬板F。

又，積層金屬板I是使用在結構用接著劑中添加Al粉至電阻率變成0.5×10^-3Ω．cm為止之接著劑作為接合材，並於表層上依序積層接合材、芯材層、接合材、表層，在真空下加溫至180℃為止。接著，以壓接力10~40kgf/cm²(0.98~3.92MPa)熱壓已積層之表層、接合材以及芯材層20分鐘，之後，冷卻到常溫，並曝露於大氣，就能得到積層金屬板。

又，積層金屬板K是將添加Al粉至電阻率變成0.5×10^-3Ω．cm為止之聚酯樹脂使用於芯材層，並使用在結構用接著劑中添加Al粉至電阻率變成0.5×10^-3Ω．cm為止之接著劑作為接合材，於表層上依序積層接合材、芯材層、接合材、表層，在真空下加溫至180℃為止。接著，以壓接力10~40kgf/cm²(0.98~2.92MPa)熱壓已積層之表層、接合材以及芯材層20分鐘，之後，冷卻到常溫，並曝露於大氣，就能得到積層金屬板。

使用980MPa等級之高張力鋼板(板厚：1.0mm)作為比較例。

再者，使用於芯材層之金屬網為，原料線材為線徑0.6mmΦ之鋼線材，篩網間隔(線材間之間隙)為1.6mm。又，關於所使用之樹脂，是由以ASTM-D638為依據之拉伸試驗，測定楊氏模數。又，各積層金屬板之剪切接著強度是透過以JIS-K6850為依據之拉伸剪切試驗進行測定。

(衝突性能評估試驗)

為了驗證本發明之衝擊吸收零件之效果，進行了下列之落重試驗。使用表1之構成的積層金屬板，以彎角機之彎曲加工進行成形，製作出圖11A、圖11B所示之長度200mm之帽子截面形狀(開放截面)的衝擊吸收零件。

實施例2、13以及比較例4之衝擊吸收零件是透過設置於如圖12A、圖12B所示之開放截面結構之帽材11之凸緣12，點熔接由積層金屬板所形成之背板13，以封蓋開放截面結構之帽材11的開口部，作成封閉截面結構。

實施例10之衝擊吸收零件是將表1之積層金屬板F成形加工成如圖13所示之具有6條脊線3之構件彼此用點熔接作接合，而製成多角形之封閉截面形狀。

對於製作實施例11之衝擊吸收零件，則如圖14所示地，首先製作圖11A、圖11B所示之長度200mm的帽子截面形狀的構件。其後，透過設置於帽材11之凸緣12，將由積層金屬板所形成之寬度22mm之背板13以22mm之間隔用點熔接進行安裝以使部分橫截面形狀變成開放截面形狀，而製作出衝擊吸收零件。

實施例12之衝擊吸收零件是將積層金屬板I加工成圖11A、圖11B所示之帽子截面形狀，並以590MPa等級之高張力鋼(1.0mm)作為背板13，經由點熔接製作出如圖12A、圖12B所示之封閉截面結構的衝擊吸收零件。

比較例2之衝擊吸收零件，是如圖15A、圖15B所示地，將表1之積層金屬板F成形成直徑為70mm之圓筒，並經由雷射熔接以接合端部15彼此，作成圓筒狀。

如圖16A、圖16B所示，比較例3之衝擊吸收零件是彎曲成形表1之積層金屬板A，作成L字形之形狀。

衝擊吸收零件是經由治具固定與錘衝撞之端部為相反側之端部。並且，藉由使質量120kg之錘從高度3.5m自由落下，以沿軸方向用30km/h之速度衝撞於衝擊吸收零件的衝撞端側。

又，使其承受傾斜荷重的情況為，將衝擊吸收零件固定於10°傾斜之基台，並以和上述相同的流程，實施落重試驗。

(評估)

<衝突性能之評估>

透過落重試驗時之荷重-位移曲線，算出100mm壓潰為止之衝擊吸收能量。此外，為了評估零件之輕量性，是以零件之質量除衝擊吸收能量，作成每單位質量之衝擊吸收能量，進行比較評估。

又，承受了傾斜荷重時之衝擊吸收能量，由於是從軸方向傾斜10°而承受荷重，故是從已修正了傾斜部分之荷重-位移曲線算出。

<彎曲波長以及變形形態之評估>

彎曲波長是經由落重試驗時之位移(透過錘使衝擊吸收零件被推入之量)-荷重曲線而算出。

具體而言，是依荷重每一個上下變動之周期，測定荷重開始上升之位移和使荷重變成最小之位移。接著，可透過從使荷重變成最小之位移減去荷重開始上升的位移，算出每一個周期之彎曲波長。以同樣的方式算出各周期之彎曲波長，並於最後作平均化以算出平均彎曲波長。將此平均彎曲波長作為本發明之實施例中的彎曲波長，以進行評估。試驗結果顯示於表2及表3。

再者，表2之變形形態之欄位中的「A」表示，已發生安定形成之蛇腹形的壓潰變形，「B」表示，在零件整體所發生之壓潰變形中，發生了在局部使彎曲波長變大的部位。又「C」表示，發生了以變形初期產生的第1次彎曲部位作為起點使零件整體折彎成’V字’之變形。

如表2所示，可以清楚了解實施例1~13之衝擊吸收零件，每單位質量之衝擊吸收能量>6.6，與由比較例4之高張力鋼所形成的衝擊吸收零件相比較，顯示出較高的衝擊能量吸收能，且輕量性優異。具體而言，比較實施例1和比較例4時，於得到相同的衝擊吸收能量之情況，實施例1之衝擊吸收零件相對於比較例4，可形成略低於40%的輕量化。

並且，可清楚看出，實施例1~13之衝擊吸收零件的平均彎曲波長為7.1mm~9.8mm而全部都在10mm以下，與由比較例4~5之高張力鋼所形成之衝擊吸收零件的平均彎曲波長相比是非常小的。

又，而且，如表3所示，可以清楚看出，從軸方向施加衝擊荷重時和從傾斜方向施加衝擊荷重時的每單位質量之衝擊吸收能量之量以及彎曲波長幾乎相同。另一方面，比較例4之衝擊吸收零件，於進行與上述相同之比較時，衝擊吸收能量之量以及彎曲波長不同。因此，可以了解，在本發明之實施形態中，即使荷重之輸入方向有一些變化，也可藉由以小的彎曲波長安定形成之蛇腹形的壓潰變形，使高的衝擊吸收能得以實現。

又，實施例2和比較例4之衝擊吸收零件雖然形狀相同，但彎曲波長並不同。比較例4之衝擊吸收零件的彎曲波長，和零件之脊線間隔幾乎一致，可看出彎曲波長與脊線之間隔是相關的。另一方面，實施例2之衝擊吸收零件之彎曲波長並未與零件之脊線間隔一致，可看出由積層金屬板所構成的衝擊吸收零件，可不按照脊線間隔，使彎曲波長變小。

實施例1、3~8之衝擊吸收零件，如圖11A、圖11B所示，為完全開放截面形狀。實施例2、10、13之衝擊吸收零件，分別如圖12A、圖12B以及圖13所示，為完全封閉截面形狀。實施例11之衝擊吸收零件，如圖14所示，為部分開放截面形狀。透過此等衝擊吸收零件，皆可得到安定形成之蛇腹形的壓潰變形。亦即，可清楚看出由積層金屬板所構成的衝擊吸收零件，可不透過零件形狀，得到安定形成之蛇腹形的壓潰變形。

又，比較實施例1、實施例2以及實施例11時，可清楚看出每單位質量之衝擊吸收能量為，實施例1(完全開放截面形狀)>實施例11(部分開放截面形狀)>實施例2(完全封閉截面形狀)。這被認為是，由於作成部分或是完全封閉截面結構，使透過凸緣12作點熔接之背板13對衝擊吸收能量之量的貢獻小，因而無法得到重量增加部分的效果。

實施例8在本發明之實施形態之中，雖然彎曲波長最小，但是每單位質量之衝擊吸收能量也比較小。這被認為是，由於一次之彎曲變形時的最大荷重小，使平均荷重也變小，因而無法有效地增大衝擊能量吸收量。

實施例9是使構成衝擊吸收零件之積層金屬板的表層和芯材層的楊氏模數比(E_c/E_f)低於1/10000。因此推定為，與實施例1~8、10、11相比較，彎曲波長會變大。

實施例5是使構成衝擊吸收零件之積層金屬板的表層和芯材層的板厚比(t_c/t_f)超過10倍。因此，雖然可顯示良好的能量吸收能，但是隨著壓潰變形持續進行，還是會因表層之剝離，在局部產生不安定之壓潰變形。但是，可理解的是，構件整體來看，還是可顯示良好的變形模式。

測定接合部之剪切接著強度之結果可以了解，構成實施例1~5、7~11之衝擊吸收零件之積層金屬板的剪切接著強度超過25MPa，但是構成實施例6之衝擊吸收零件之積層金屬板的剪切接著強度為15MPa。因此，雖然可顯示良好的能量吸收能，但是隨著壓潰變形持續進行，還是會因表層之剝離，在局部產生不安定之壓潰變形。但是，以構件整體來看，可推定為顯示良好的變形模式。

實施例2、10、11、12、13之衝擊吸收零件，是藉由使積層金屬板彼此點熔接之接合而製造。由於構成上述衝擊吸收零件之積層金屬板的表層和芯材層之接合積層，是使用焊材或者導電性接著劑之接合，因此可確保良好的導電性，並使點熔接之接合變得可行。

實施例12之衝擊吸收零件雖然只將背板以單一金屬板置換，但是由於使積屬金屬板佔有具有最長周長之零件截面之周長的60%，故被認為可以和其他實施例同樣地以小波長產生安定形成之蛇腹形的壓潰變形。

構成比較例1之衝擊吸收零件的積層金屬板之芯材層，和表層之楊氏模數相等。因此，可和由比較例5之高張力鋼形成的衝擊吸收零件同樣地使彎曲波長變大，並以在變形初期產生的第1次彎曲部位為起點使零件整體發生折彎變形。

比較例2之衝擊吸收零件和實施例相比，每單位質量之衝擊吸收能量較小。這是因為，衝擊吸收零件之形狀是不存在脊線的圓筒形，故被認為雖然彎曲波長小，但和實施例相比較，由於最大荷重小，仍然無法有效增大衝擊能量吸收量。

比較例3之衝擊吸收零件由於是只有一條脊線的L字形之形狀，無法使彎曲變形安定產生，而透過使角落變廣之變形(圖5)，會使衝擊吸收零件發生如被扭轉之變形。

如此，由滿足本發明之構成的積層金屬板所形成的衝擊吸收零件，輕量性優異。又，不論衝擊荷重之輸入方向，藉由使最大荷重變高、以小的彎曲波長安定形成之蛇腹形的壓潰變形，使高衝擊量吸收變得可行，並顯示良好的衝撞性能。

第2實施形態

(概要)

本實施形態之衝擊吸收零件是由，將在芯材層之兩面接合積層楊氏模數比芯材層大的金屬板所形成的表層，並使積層金屬板之表層的板厚(t_f)和芯材層的板厚(t_c)之板厚比(t_c/t_f)為2.0~7.0之截面相同的積層金屬板成形加工而成之構件所構成。此衝擊吸收零件即使是單純形狀也能使衝擊能量吸收效率變高，而可達成大幅度之輕量化。

具體而言，積層金屬板可以藉由，將該積層金屬板之表層的板厚(t_f)和芯材層的板厚(t_c)之板厚比(t_c/t_f)設定為2.0~7.0，使彎曲波長變得更小。因此，以此種積層金屬板所形成的衝擊吸收零件，可以使衝擊能量吸收效率提升。

又，本實施形態之衝擊吸收零件，僅靠積層金屬板之表層的板厚(t_f)和芯材層的板厚(t_c)之板厚比(t_c/t_f)，就可以使衝擊能量吸收效率提升。因此，不需複雜地加工衝擊吸收零件之形狀，而可以使形狀更加單純化。並且，不必為了使彎曲波長變得更小而變更積層金屬板之表層以及芯材層之楊氏模數比，因此可在不變更衝擊吸收零件之強度的條件下使衝擊能量吸收效率提升。

以下則是針對構成衝擊吸收零件之積層金屬板，從可使彎曲波長變小之機制的觀點進行說明。

使表層接合積層於芯材層之兩面的積層金屬板是如上所述地，以使芯材層之變形能量U_c和表層之變形能量U_f之和變得最小的方式決定彎曲變形時的彎曲波長。在此，芯材層之變形能量U_c，以及表層之變形能量U_f，可用以下之式(2)及(3)表示。

U_c=E_c/2.6×V_c×γ……式(2)

U_f=E_f×V_F×ε……式(3)

再者，上述之式(1)及(2)中，Ec表示芯材層之楊氏模數，V_c表示有關芯材層之變形的體積，γ表示芯材層之變形量。又，E_F表示表層之楊氏模數，V_F表示有關表層之變形的體積，ε表示表層之變形量。此外，相對於表層之變形為彎曲變形，由於芯材層之變形為剪切變形，故將楊氏模數除以2.6作為剪切變形之彈性模數。

即使在芯材層進行剪切變形時，參照如第1實施形態中的圖4A~4E所作之說明，基本上，芯材層之變形能量U_c是彎曲波長變得越小就變得越小，表層之變形能量U_f是彎曲波長變得越大就變得越小。因此，為了使彎曲波長變小，並形成U_c>>U_f，在變形能量之和中，宜以芯材層之變形能量U_c為主。

例如，積層金屬板中的表層和芯材層之比例相等時，要控制芯材層以及表層之楊氏模數E_c以及E_f，以使U_c>>U_f實現時，必須使E_c和E_f相接近。然而，E_c和E_f之差距變得越小，則會使積層金屬板之軸向壓潰變形時的變形行為變得越接近單一材料之金屬板，故會脫離上述理論，而有使彎曲波長之減少幅度變小之問題。又，使E_c變大時，芯材層之密度也變高的情形很多，會使積層金屬板之質量增加。另一方面，衝擊吸收零件乃是為了確保燃料經濟性效率而裝設於謀求輕量化之汽車等上之物。因此，此積層金屬板，並非適合作為構成此衝擊吸收零件之物。

於是，構成本實施形態之衝擊吸收零件的積層金屬板，是在上述式(2)以及(3)中，藉由控制用來控制U_c以及U_f的另一個參數之V_c以及V_f，而使U_c>>U_f實現者。具體而言，透過使積層金屬板之芯材層的比例(亦即，板厚)增加，可使V_c變大，且使V_f變小。其結果，積層金屬板相對表層之變形能量U_f，可使芯材層之變形能量U_c變大。因此，本實施形態之衝擊吸收零件，可使軸向壓潰變形時的彎曲波長變得更小。

(衝擊吸收零件之構成)

以下，參照圖3、圖18A以及圖18B，針對衝擊吸收零件之構成進行說明。圖3為顯示積層金屬板9之構成的截面圖。此積層金屬板9由於與第1實施形態相同，故省略共通事項之說明。圖18A為顯示衝擊吸收零件之形狀的一個實例的立體圖。圖18B為顯示衝擊吸收零件之形狀的其他實例的立體圖。

在積層金屬板9中，表層5A及5B之板厚(t_f)和芯材層10之板厚(t_c)的板厚比(t_c/t_f)為2.0~7.0。如後述之以第2實施例所驗證地，此板厚比(t_c/t_f)變成此等範圍之值時，本實施形態之衝擊吸收零件可使其彎曲波長變小。

具體而言，板厚比(t_c/t_f)低於2.0時，由於在軸向壓潰變形時的變形能量中的芯材層10之變形能量的貢獻會變小，故無法使彎曲波長變小。又，板厚比(t_c/t_f)為超過7.0時，由於相對於表層5A、6B會使芯材層10變得非常厚，故在表層5A及5B和芯材層10之間，會於剛性產生大的背離。因此，可能會使衝擊吸收零件之接合層7A及7B被破壞，且無法作出安定形成之蛇腹形的軸向壓潰變形。

又，在積層金屬板9中，表層5A及5B之板厚(t_f)和芯材層10之板厚(t_c)的板厚比(t_c/t_f)較佳為3.5~5.0。此板厚比(t_c/t_f)變成此等範圍之值時，本實施形態之衝擊吸收零件將變成可以使其彎曲波長更小，並且可安定形成以產生蛇腹形的軸向壓潰變形。具體而言，板厚比(t_c/t_f)為3.5~5.0時，由於可使在軸向壓潰變形時之芯材層10的變形能量和表層5A及5B的變形能量之平衡變得適當，故可以進一步使彎曲波長變小。

又，在積層金屬板9中，使表層5A及5B之楊氏模數E_f和芯材層10之楊氏模數E_c之楊氏模數比(E_c/E_f)為1/10~1/1000亦可。在此楊氏模數比(E_c/E_f)變成此範圍之值時，本實施形態之衝擊吸收零件將可以使衝擊能量吸收效率提升。

具體而言，楊氏模數比(E_c/E_f)低於1/1000時，積層金屬板9雖然可使衝擊吸收零件之彎曲波長變小，但是會因E_c之降低而使彎曲變形時的平均荷重W降低，並導致衝擊能量吸收效率降低，故較不佳。又，楊氏模數比(E_c/E_f)超出1/10時，芯材層10之楊氏模數E_c大，會變得難以剪切變形。因此，會使軸向壓潰變形時的行為變得和單一材料之金屬板接近，且因無法使彎曲波長變小而較不佳。再者，針對楊氏模數，可經由例如，ASTM-D638為依據之拉伸試驗等進行測定。

又，為了控制由芯材層10和接合層7A及7B所形成之層的剪切變形，宜使接合層7A及7B之剪切彈性模數為30~500MPa。此剪切彈性模數低於30MPa時，由於會使接合層7A及7B過度剪切變形，而有使表層5A及5B相互獨立變形之可能性，並會變得難以產生安定形成之彎曲變形，而較不佳。又，剪切彈性模數超過500MPa時，由於會使由芯材層10和，接合層7A及7B所形成之層的剪切變形變得難以產生，故有使彎曲波長變大之可能性而較不佳。再者，針對上述之剪切彈性模數，可以依據JIS-K6850之拉伸剪切試驗進行測定。

(衝擊吸收零件之形狀)

接著，針對本實施形態之衝擊吸收零件的形狀作說明。如圖18A及圖18B所示，衝擊吸收零件20A及20B是成形加工為例如，具有至少4條脊線之形狀。

具體而言，如圖18A所示，衝擊吸收零件20A也可以是使積層金屬板從其中一端依序作出谷底折痕、山峰折痕、山峰折痕、谷底折痕之開放截面結構的帽子形之形狀。

又，如圖18B所示，衝擊吸收零件20B也可以是使積層金屬板從其中一端依序作出山峰折痕、山峰折痕、山峰折痕、山峰折痕，並藉著使端部彼此熔接等而接合之封閉截面結構的筒形之形狀。

再者，在衝擊吸收零件20A以及20B中，是使脊線方向為衝擊吸收方向。

又，在衝擊吸收零件20A及20B中，使脊線彼此之間隔分別為50~80mm亦可。在此，脊線彼此之間隔為例如，圖18A及圖18B所示之間隔L。使脊線彼此之間隔包含在此範圍時，衝擊吸收零件20A及20B可經由安定形成小的彎曲波長而產生蛇腹形之軸向壓潰變形。

具體而言，使脊線彼此之間隔分別低於50mm時，會使形狀變複雜，並受到形狀限制，故較不佳。又，使脊線彼此之間隔分別超過80mm時，會使剛性變小而使彈性變形之側面變多，並使彎曲波長變大，且難以安定形成以產生蛇腹形之軸向壓潰變形，故較不佳。

再者，是使本實施形態之衝擊吸收零件的形狀與第1實施形態相同，但是並不受限於例示之形狀。

如以上說明，本實施形態之衝擊吸收零件20A及20B，藉由將構成該衝擊吸收零件20A及20B之積層金屬板9的表層5A及5B之板厚(t_f)和芯材層10之板厚(t_c)的板厚比(t_c/t_f)設定成2.0~7.0，可使彎曲波長更小，並使衝擊能量吸收效率提升。

又，本實施形態之衝擊吸收零件20A及20B，不必將形狀做得複雜，可以用更單純的形狀使衝擊能量吸收效率提升。此外，此衝擊吸收零件20A及20B，不必為了使彎曲波長更小而進一步降低積層金屬板9的表層5A及5B和芯材層10之楊氏模數比。因此，可以在不變更衝擊吸收零件20A及20B之強度下，使衝擊能量吸收效率提升。

第2實施例

以下，將針對本實施形態之衝擊吸收零件的第2實施例作說明。

(積層金屬板之製造)

首先，積層接合如表3所示之表層以及芯材層，以製造積層金屬板。又，在表層和芯材層之接合上，使用表4所示之接合材。在表層上依序積層接合材、芯材層、接合材、表層，加熱至80℃~180℃為止，並以壓接力40kgf/cm²(3.92MPa)熱壓20~30分鐘，之後，冷卻到常溫並曝露於大氣，就能製造出各實施例以及各比較例之積層金屬板。

在表4中，接著劑1是將基材為環氧樹脂之接著劑，以塗布量200g/m²，加溫至180℃，壓接力40kgf/cm²(3.92MPa)，壓接時間20分鐘使用於接合。又，接著劑2是將基材為胺甲酸乙酯之接著劑，以塗布量200g/m²，加溫至80℃，壓接力40kgf/cm²(3.92MPa)，壓接時間30分鐘使用於接合。此外，接著劑3是將使彈性橡膠分散於接著劑2之接著劑，以塗布量200g/m²，加溫至80℃，壓接力40kgf/cm²(3.92MPa)，壓接時間20分鐘使用於接合。又，在焊接時，是以使用量15g/m²使用焊材(低溫焊材，Sn-Pb系，融點183℃)。再者，接合材之剪切彈性模數是透過以JIS-K6850為依據之拉伸剪切試驗進行測定。

又，在表4中，作為芯材層用之聚丙烯，密度為0.94g/cm³，又作為芯材層用之金屬網的線徑為0.6mmΦ，線材間的間隙為1.6mm。並且，如上所述地，E_c為芯材層之楊氏模數，E_f為表層之楊氏模數，t_c為芯材層之板厚，t_f為表層之板厚。

(衝撞性能評估試驗)

接著，進行以上述所製造之各實施例以及各比較例之積層金屬板構成的衝擊吸收零件之衝撞性能評估。具體而言，使用表4所示之構成的各實施例以及各比較例之積層金屬板，以藉由彎角機之彎曲加工進行成形，並製造出圖11A及圖11B所示之長度200mm之帽子形之形狀的衝擊吸收零件。圖11A為使本實施例之衝擊吸收零件在垂直於成為衝擊吸收方向之脊線方向的截面切斷所取的截面圖。圖11B為其立體圖。

所製造出的衝擊吸收零件之衝撞性能評估是藉由落重試驗進行。具體而言，是將衝擊吸收零件配置成使其脊線方向變成衝撞吸收方向，並經由治具固定與錘衝撞之端部為相反側之端部。之後，藉由使質量120kg之錘從高度3.5m處自由落下，使此錘相對於衝擊吸收零件之衝撞端側以30km/h的速度作衝撞。

從上述落重試驗之荷重-位移曲線，可算出至100mm壓潰為止之衝擊能量吸收量。衝擊能量吸收量是為了評估衝擊吸收零件之輕量化，以零件之質量對衝擊能量吸收量作除法運算，而作成的每單位質量之衝擊能量吸收量。

並且，可從落重試驗之荷重-位移曲線算出平均彎曲波長。具體而言，是依荷重每一個上下變動之周期，測定荷重變成最小之位移，並藉由從目前使荷重變成極小之位移減去下一個使荷重變成極小之位移，算出周期單位之彎曲波長。以同樣的方法算出各周期之彎曲波長，並取算術平均數以算出平均彎曲波長。將經由上述算出的每單位質量之衝擊能量吸收量以及平均彎曲波長之評估結果表示於表5。再者，在表5中，彎曲形態之欄位的「A」、「B」、「C」之意思，與表2之變形形態的「A」、「B」、「C」之意思相同。

參照表5可知，本發明之實施例101~109之衝擊吸收零件，相對於比較例101~103之衝擊吸收零件，平均彎曲波長變小，並使每單位質量之衝擊能量吸收量增加。具體而言，可以了解的是，比較例101及102由於t_c/t_f低於2.0，故使平均彎曲波長變大，衝擊能量吸收量減少。又，可知，比較例103雖然使t_c/t_f包含在本發明之範圍中，但是由於芯材層之楊氏模數和表層之楊氏模數相同，故會顯示出和用單一材料構成之衝擊吸收零件實質相同的彎曲變形行為，並使平均波長變大，而使衝擊能量吸收量實質減少。

又，可以了解的是，實施例102、103、105~109由於使t_c/t_f包含在本實施形態中的較佳範圍內，故可使平均彎曲波長變得更小，並使每單位質量之衝擊能量吸收量更為增加。另一方面，實施例101則由於t_c/t_f低於3.5，故會使平均彎曲波長變得比實施例102、103、105~109大。又，實施例104由於t_c/t_f超過5.0，故會使彎曲形態變成「B」。

又，可知，實施例101~107、109由於使接合層之剪切彈性模數包含在本實施形態之較佳範圍內，故可使平均彎曲波長變小。另一方面，實施例108由於使接合層之剪切彈性模數超過500MPa，故相對於其他條件相同之實施例105，會使平均彎曲波長變大，並使衝擊能量吸收量減少。

又，可以了解實施例101~108由於使芯材層以及表層之楊氏模數比(Ec/Ef)包含在本實施形態之較佳範圍內，故使每單位質量之衝擊能量吸收量更為增加。另一方面，實施例109由於芯材層以及表層之楊氏模數比(Ec/Ef)低於1×10-3，故相對於其他條件相同之實施例105，會使衝擊能量吸收量減少。

並且，針對實施例103、比較例101以及102之積層金屬板，經由模擬，變更表層和芯材層之楊氏模數比(E_c/E_f)，同時相對於表層和芯材層之楊氏模數比(E_c/E_f)的平均彎曲波長之變化進行評估。模擬是使用非線性分析程式之Marc，實施彎曲固有值分析。其評估結果顯示於圖19。在此，圖19為顯示，實施例103、比較例101及102之衝擊吸收零件中，相對於楊氏模數比(E_c/E_f)之平均彎曲波長的曲線圖。在圖19中，縱軸為平均彎曲波長，橫軸為楊氏模數比(E_c/E_f)之常用對數。

如圖19所示，可以了解的是，實施例103(總厚度為2.0mm，t_c/t_f=4.3)，不論是在那一個表層及芯材層之楊氏模數比(E_c/E_f)中，相對於比較例101(總厚度為1.0mm，t_c/t_f=1.1)，都可使平均彎曲波長變小。亦即，可以看出，實施例103由於使t_c/t_f包含在本實施形態之範圍內，故不論表層及芯材層之楊氏模數比(E_c/E_f)為多少，相對於比較例101及102都可使平均彎曲波長變小。

又，實施例103及比較例102之彎曲剛性為9.6×10⁴N．cm²，比較例101之彎曲剛性為1.7×10⁴N．cm²。亦即，實施例103相對於比較例102，可在不降低積層金屬板之強度(具體而言為彎曲剛性)下，使平均彎曲波長變小。

並且，參照圖19，實施例103相對於比較例102及103，尤其是在表層及芯材層之楊氏模數比(E_c/E_f)為1×10^-3~1×10^-1之範圍中，可使平均彎曲波長變得更小。具體而言，表層及芯材層之楊氏模數比(E_c/E_f)超過1×10^-1時，會因為平均彎曲波長之減少量小而較不佳。又，表層及芯材層之楊氏模數比(E_c/E_f)低於1×10^-3時，則會因芯材層之楊氏模數E_c之降低而使彎曲變形時的平均荷重W降低，並使衝擊能量吸收效率降低，故較不佳。

接著，與上述同樣地，經由使用Marc之模擬，在將脊線之間隔L分別設成50mm、65mm、80mm之帽子形之形狀構件中，評估相對於表層和芯材層之楊氏模數比(E_c/E_f)之平均彎曲波長。其評估結果顯示於圖20。在此，圖20是顯示相對於衝擊吸收零件之形狀的平均彎曲波長之曲線圖。在圖20中，縱軸為平均彎曲波長，橫軸為楊氏模數比(E_c/E_f)之常用對數。

參照圖20，可以了解的是，使衝擊吸收零件之脊線的間隔L為50~80mm時，經由成為本實施形態之較佳楊氏模數比(E_c/E_f)範圍之1×10^-3~1×10^-1，可使平均彎曲波長更顯著降低。另一方面，脊線之間隔L超過80mm時，由於會使平均彎曲波長變大，且難以安定形成以產生蛇腹形之軸向壓潰變形，故較不佳。又，使脊線之間隔L低於50mm時，由於會使衝擊吸收零件之形狀變複雜，並會受到形狀限制，故較不佳。

如以上結果所了解到的，依據本實施形態之衝擊吸收零件，是由在芯材層之兩面接合積層楊氏模數比芯材層大的金屬板所形成的表層，並將表層之板厚t_f和芯材層之板厚t_c設定成2.0~7.0之積層金屬板所構成，因而可以使彎曲波長變小，並使衝擊能量吸收效率提升。

又，依據本實施形態之衝擊吸收零件，由於不對衝擊吸收零件之形狀作複雜加工也可以使彎曲波長變小，故可使衝擊吸收零件之形狀更加單純化。並且，本實施形態之衝擊吸收零件，不必為了使彎曲波長變得更小，而進一步降低積層金屬板之表層以及芯材層之楊氏模數比，故可在不降低衝擊吸收零件之強度的條件下使衝擊能量吸收效率提升。

並且，本實施形態之衝擊吸收零件，相對於以往之衝擊吸收零件，由於可以由楊氏模數比較小，且密度較小之芯材層的比例大的積層金屬板構成，故可以謀求更加的輕量化。因此，本實施形態之衝擊吸收零件，可以謀求更加的輕量化。

以上，一面參照附加圖式一面詳細地說明了本發明之第2實施形態，但本發明並未受該等實例所限定。且應當了解的是，只要是本發明所屬技術領域中具有通常知識者，於申請專利範圍所記載之技術思想的範圍內，顯然可以想到的各種變更例或修正例，針對該等，亦當然屬於本發明之技術範圍。

在本說明書中所記載的所有文獻、專利申請，以及技術規格，與經由參照各個文獻、專利申請，以及技術規格而具體地且個別地記載之寫入內容的情況是同等地，並可經由參照而併入本說明書中。

產業上之可利用性

本發明可適當應用作為，不僅是普通乘用車，還有從輕型汽車到卡車、巴士等的大型車之全部汽車、電車等的輸送機械之衝擊吸收零件。

5A、5B‧‧‧表層

7A、7B‧‧‧接合層

9‧‧‧積層金屬板

10‧‧‧芯材層

Claims

一種衝擊吸收零件，是用以在使零件之衝擊吸收方向之其中一方的端部承受衝擊荷重時，藉由軸向壓潰變形而吸收衝擊能量者；該衝擊吸收零件係以零件截面之最長周長的50%以上包含下述構件而構成，該構件係將截面相同的積層金屬板成形加工成具有至少2條脊線之形狀而成者，且該積層金屬板係在芯材層的兩面接合積層由楊氏模數以及密度比前述芯材層大的金屬板所構成之表層而成者；且前述表層之板厚(t_f)和前述芯材層之板厚(t_c)的板厚比(t_c/t_f)為10.0以下。
如請求項1所述的衝擊吸收零件，其中前述衝擊吸收零件的零件截面形狀為完全開放截面形狀。
如請求項1所述的衝擊吸收零件，其中前述衝擊吸收零件的零件截面形狀為部分開放截面形狀。
如請求項1所述的衝擊吸收零件，其中前述衝擊吸收零件的零件截面形狀為完全封閉截面形狀。
如請求項1至4項中任1項所述的衝擊吸收零件，其中前述積層金屬板之前述表層的楊氏模數(E_f)和前述芯材層的楊氏模數(E_c)之楊氏模數比(E_c/E_f)為1/10~1/100000。
如請求項5所述的衝擊吸收零件，其中前述楊氏模數比(E_c/E_f)為1/10~1/1000。
如請求項1至4項中任1項所述的衝擊吸收零件，其中前述脊線間隔至少為10mm。
如請求項1至4項中任1項所述的衝擊吸收零件，其中前述表層和前述芯材層之剪切接著強度為25MPa以上。
如請求項1至4項中任1項所述的衝擊吸收零件，其中前述表層和芯材層之接合積層為使用焊材或導電性接著劑之接著。
一種衝擊吸收零件，是用以在使零件之衝擊吸收方向之其中一方的端部承受衝擊荷重時，藉由軸向壓潰變形而吸收衝擊能量者；該衝擊吸收零件係以將截面相同的積層金屬板成形加工而成之構件而構成，該積層金屬板係在芯材層的兩面積層由楊氏模數比前述芯材層大之金屬板所構成的表層而成者，且前述表層之板厚(t_f)和前述芯材層之板厚(t_c)的板厚比(t_c/t_f)為2.0~7.0。
如請求項10所述的衝擊吸收零件，其中前述板厚比(t_c/t_f)為3.5~5.0。
如請求項10或11所述的衝擊吸收零件，其中前述表層的楊氏模數(Ef)和前述芯材層的楊氏模數(Ec)之楊氏模數比(E_c/E_f)為1/10~1/1000。
如請求項10或11項所述的衝擊吸收零件，其中前述積層金屬板係成形加工成具有至少4條脊線之形狀，且前述脊線之間隔分別為50~80mm。
如請求項10或11項所述的衝擊吸收零件，其中前述積層金屬板於前述表層以及前述芯材層之間更具備接合層，且前述接合層之剪切彈性模數為30~500MPa。