WO2022234793A1

WO2022234793A1 - 骨格部材

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Publication number: WO2022234793A1
Application number: PCT/JP2022/018966
Authority: WO
Inventors: 孝博相藤; 健悟竹田; 克哉中野; 由梨戸田
Original assignee: 日本製鉄株式会社
Priority date: 2021-05-06
Filing date: 2022-04-26
Publication date: 2022-11-10
Also published as: EP4309820A1; US20240158011A1; CN117241986A; JPWO2022234793A1

Abstract

この骨格部材は、鋼板を冷間プレス成形することにより形成される骨格部材である。骨格部材は、長手方向に垂直な断面が閉断面である閉断面部を有し、閉断面部は、当該断面における最大外形寸法よりも曲率半径が大きい部位である少なくとも１つの平坦部位を有する。基準平坦部位における板厚中心部のビッカース硬度が３００Ｈｖ以上であり、基準平坦部位の幅が、有効幅の２．０倍以下であり、基準平坦部位の表層部における硬さ頻度分布の標準偏差を、基準平坦部位の板厚中心部における硬さ頻度分布の標準偏差で割って求められる標準偏差比が１．０より大きい。

Description

骨格部材

　本発明は、エネルギー吸収効率に優れた骨格部材に関する。
　本願は、２０２１年５月６日に、日本に出願された特願２０２１－０７８４６２号に基づき優先権を主張し、その内容をここに援用する。

　従来、自動車の骨格部材として、鋼板を所定の閉断面形状に加工した中空部材が使用されている。このような骨格部材は、軽量化を実現するとともに、衝突により軸方向への入力荷重が加えられた際に十分な耐力及びエネルギー吸収性能を発揮することが求められる。

　軽量化を実現するために主に用いられる手段として、鋼板の高強度化により耐力及びエネルギー吸収性能を高めた分だけ、部材を薄肉化して軽量化する方法が挙げられる。このため、近年、引張強度が９８０ＭＰａ以上の冷延鋼板が骨格部材の材料として使用されることがある。

　特許文献１には、耐座屈性を高めることを目的として、成形加工された薄板からなる車両用耐衝突補強材であって、本体部と、折曲部を介して本体部と一体化された一対の側壁部とを少なくとも備え、本体部にはその長手方向に沿って本体部の幅方向中央に延在する凹ビードが設けられており、凹ビードと折曲部との距離を有効幅ｃ’として特定の範囲を満たすように凹ビードが設けられている車両用耐衝突補強材が開示されている。

日本国特開２００９－２８６３５１号公報

　特許文献１の技術によれば、有効幅を考慮してビードが設けられることで弾性座屈を抑制でき耐力を向上させることができる。しかし、更なる薄肉化による軽量化のためには、骨格部材の単位断面積あたりのエネルギー吸収量であるエネルギー吸収効率を更に高める工夫が求められる。

　本発明は、上記問題に鑑みてなされたものであり、本発明の目的とするところは、エネルギー吸収効率に優れた骨格部材を提供することにある。

　本発明の具体的態様は以下のとおりである。
（１）本発明の第一の態様は、鋼板を冷間プレス成形することにより形成される骨格部材であって、前記骨格部材は、長手方向に垂直な断面が閉断面である閉断面部を有し、前記閉断面部は、当該断面における最大外形寸法よりも曲率半径が大きい部位である少なくとも１つの平坦部位を有し、前記少なくとも１つの平坦部位のうち、カルマンの有効幅式から求められる有効幅に対する割合が最大である幅を有する平坦部位を基準平坦部位と定義したとき、前記基準平坦部位における板厚中心部のビッカース硬度が３００Ｈｖ以上であり、前記基準平坦部位の幅が、前記有効幅の２．０倍以下であり、前記基準平坦部位の表層部における硬さ頻度分布の標準偏差を、前記基準平坦部位の板厚中心部における硬さ頻度分布の標準偏差で割って求められる標準偏差比が１．０より大きい骨格部材である。
（２）上記（１）に記載の骨格部材では、前記閉断面部が、前記骨格部材の前記長手方向の全長の５０％以上に存在してもよい。
（３）上記（１）又は（２）に記載の骨格部材では、前記骨格部材は、前記長手方向に延在する第一骨格部材と、前記長手方向に延在するとともに前記第一骨格部材に接合される第二骨格部材と、を含み、前記閉断面部は、前記第一骨格部材と、前記第二骨格部材とを含んでもよい。
（４）上記（１）～（３）のいずれか一項に記載の骨格部材では、前記標準偏差比が１．２０より大きくてもよい。

　上記の態様によれば、基準平坦部位において、幅及び硬さ標準偏差比を適正な範囲に制御することにより、弾性座屈を抑制しながら軸方向の荷重による蛇腹変形の途中での破断を防止することができる。これによって、高強度の薄肉部材を用いた場合であっても高度なエネルギー吸収性能を得ることができる。従って、優れたエネルギー吸収効率を発揮することが可能となる。

エネルギー吸収量を説明するための模式図である。本発明の一実施形態に係る骨格部材１０を示す斜視図である。図２の切断線Ａ１－Ａ１の断面図である。引張強度が９８０ＭＰａ以上の冷延鋼板について、硬さ標準偏差比とＶＤＡ曲げ試験でのＶＤＡ曲げ角度比との関係を示すグラフである。変形例に係る骨格部材２０を示す斜視図である。図５の切断線Ａ２－Ａ２の断面図である。構造部材が適用される一例としての自動車骨格１００を示す斜視図である。実施例で用いる角筒材の断面形状を説明するための模式図である。実験例について、有効幅比とエネルギー吸収効率との関係をプロットしたグラフである。

　本発明者らは、優れたエネルギー吸収効率を発揮可能とする骨格部材の構成について鋭意検討した。
　まず、優れたエネルギー吸収効率を発揮するためには、一定以上の耐力を有することが重要である。衝突により軸方向への入力荷重が加えられた際には、変形初期に平坦部位での弾性座屈が生じる場合がある。弾性座屈が発生すると、必要な耐力が得られず、優れたエネルギー吸収効率を発揮できない場合がある。
　また、優れたエネルギー吸収効率を発揮するためには、衝突により軸方向への入力荷重が加えられた直後に、骨格部材が所望の変形モードでの折り畳み変形を実現することで衝撃エネルギーを効率的に吸収することも重要である。特に、軸方向の荷重による蛇腹変形の途中での破断（折り畳まれ部での破断）が発生すると、優れたエネルギー吸収効率を発揮できない場合がある。
　従って、平坦部位において弾性座屈が発生しにくい断面設計とするとともに、破断しにくい高い曲げ性能を付与することができれば、優れたエネルギー吸収効率を発揮することが可能となると言える。

　ここで、軽量化を実現するための手段として部材を高強度化して薄肉化する場合、下記の問題点が生じる。
・薄肉化により部材の平坦部位での弾性座屈が発生し易くなるため必要な耐力を得ることが困難となる。
・高強度化により鋼板の曲げ性能が低下し、変形開始後の折り畳まれ部での破断が発生し易くなるため、衝撃エネルギーを効率的に吸収することが困難となる。
　上記の問題点が、高強度鋼板の更なる高強度化及び薄肉化を妨げる要因となっていることに本発明者らは着目した。
　本発明者らは更に検討を進めたことにより、基準平坦部位において、幅及び硬さ標準偏差比を適正な範囲に制御することにより、弾性座屈を抑制しながら軸方向の荷重による蛇腹変形の途中での破断を防止することができることを見出した。このような制御により、高強度鋼板を用いる場合において懸念される上記の問題点を解消し、優れたエネルギー吸収効率を発揮できることを見出し、本発明を完成させた。

　以下、上記知見に基づきなされた本発明の第一実施形態に係る骨格部材１０について説明する。
　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構成要素については、同一の符号を付することにより重複説明を省略する。

　まず、本明細書における語句について説明する。
　「長手方向」とは、骨格部材の材軸方向、すなわち、軸線が延びる方向を意味する。
　「平坦部位」は、骨格部材の長手方向に垂直な断面において直線状の部位、具体的には、断面の最大外形寸法よりも曲率半径が大きい部位を意味する。最大外形寸法とは、当該断面における任意の二点の端部間距離が最大となる直線の長さを意味する。
　「コーナ部位」は、骨格部材の長手方向に垂直な断面のうち、平坦部位を除いた非直線状の部位を意味する。

　「幅」は、閉断面部の周方向に沿う線長を意味し、「平坦部位の幅」とは、平坦部位における一端と他端との間の線長を意味する。
　「有効幅」は、カルマンの有効幅理論に基づく以下の（１）式、すなわちカルマンの有効幅式から求められる有効幅Ｗ_ｅである。

　ここで、
σ_ｙ：平坦部位の降伏応力（ＭＰａ）
Ｅ：平坦部位のヤング率（ＭＰａ）
ｔ：平坦部位の板厚（ｍｍ）
ν：平坦部位のポアソン比
である。
　また、鋼板においては、上記平坦部位のヤング率や平坦部位のポアソン比は、一般的な物性値を用いれば良く、更に平坦部位の降伏応力を板厚中心部のビッカース硬度に置き換えることで、有効幅Ｗ_ｅはＷ_ｅ＝５７７ｔ/√ｈの式から求めることもできる。
ここで、
ｔ：平坦部位の板厚（ｍｍ）
ｈ：平坦部位の板厚中心部のビッカース硬度（Ｈｖ）
である。（１）式にて有効幅Ｗ_ｅを求めることが困難な場合には、上記式により求めることができる。
　「有効幅比」とは、有効幅Ｗ_ｅに対する平坦部位の幅Ｗの割合であり、Ｗ／Ｗ_ｅで算出される値である。有効幅比の値が小さいほど、弾性座屈が生じにくい断面形状であると言える。
　「基準平坦部位」は、長手方向の任意の位置での閉断面部における平坦部位のうち、有効幅比が最大である平坦部位を意味する。
　「表層部」とは、鋼板の表面から板厚方向への離間距離が鋼板の板厚の１％である深さ位置と、鋼板の表面から板厚方向への離間距離が鋼板の板厚の５％である深さ位置との間の領域を意味する。
　「板厚中心部」とは、鋼板の表面から鋼板の板厚方向への離間距離が板厚の３／８である深さ位置を意味する。
　深さ位置の基準としている「鋼板の表面」とは、母材鋼板の表面を意味する。例えば、めっき又は塗装がされている場合や錆等が形成されている場合には、めっき、塗装および錆を除いた状態の鋼板の表面を深さ位置の基準とする。なお、母材鋼板の表面にめっき、塗装、錆等の表層被膜が形成される場合、当該表層被膜と母材鋼板の表面との境界は様々な公知の手段で容易に識別される。

　「エネルギー吸収量」は、骨格部材を蛇腹変形させた時のインパクタ反力（荷重）とストロークとの関係から算出されるエネルギー吸収量である。インパクタ反力（荷重）とストロークは、図１に示すように、骨格部材を長手方向が上下方向になるように配置し、下端側を完全拘束した状態で上端側から白抜き矢印の方向に剛体フラットインパクタを衝突させることで得ることができる。
　「エネルギー吸収効率」は、骨格部材の断面積（板厚×断面線長）あたりのエネルギー吸収量である。骨格部材が長手方向に一様の断面を有していない場合は、部材長手方向に垂直な閉断面のうち、断面積（板厚×断面線長）が最小となる閉断面における断面積（板厚×断面線長）あたりのエネルギー吸収量である。

　図２は、骨格部材１０の斜視図である。骨格部材１０は、長手方向に延在する中空筒状の部材である。

　図３は、図２の切断線Ａ１－Ａ１の断面図である。この図３に示すように、骨格部材１０は四つの平坦部位１１と四つのコーナ部位Ｃにより略矩形状の閉断面部を形成している。
　具体的には、この閉断面部は、第一平坦部位１１ａと、第一平坦部位１１ａにコーナ部位Ｃを介して連なる第二平坦部位１１ｂと、第二平坦部位１１ｂにコーナ部位Ｃを介して連なる第三平坦部位１１ｃと、第三平坦部位１１ｃにコーナ部位Ｃを介して連なる第四平坦部位１１ｄと、を備えるとともに、第四平坦部位１１ｄがコーナ部位Ｃを介して第一平坦部位に連なることにより形成されている。

　四つのコーナ部位Ｃはいずれも同一の曲率半径ｒを有する。例えば、最大外形寸法が１４０ｍｍであった場合、曲率半径ｒは１４０ｍｍ以下であればよい。四つのコーナ部位Ｃの曲率半径は同一である必要はなく、互いに異なっていてもよい。曲率半径の上限値は特に規定されないが、断面の最大外形寸法よりも曲率半径が大きい部位は、コーナ部位ではなく別個の平坦部位、又は、隣接する平坦部位の一部としてみなされるため、コーナ部位Ｃの曲率半径の上限値は実質的には「断面の最大外形寸法未満」であると言える。

　本願において、基準平坦部位は、閉断面部における平坦部位のうち有効幅比が最大である平坦部位と定義されている。
　第一平坦部位１１ａ、第二平坦部位１１ｂ、第三平坦部位１１ｃ、及び第四平坦部位１１ｄは、いずれも同一の降伏応力σ_ｙ、ヤング率Ｅ、板厚ｔ、及びポアソン比νを有している。
　従って、それぞれの平坦部位１１についての幅Ｗ／有効幅Ｗ_ｅで算出される有効幅比は、それぞれの平坦部位１１の幅Ｗのみに依存して決定される。
　このため、本実施形態においては、閉断面部のうち幅Ｗが最も大きい第一平坦部位１１ａと第三平坦部位１１ｃが基準平坦部位として設定される。

　基準平坦部位では、骨格部材１０が軸方向への圧縮力を受けたときに、変形初期に弾性座屈が最も生じやすい。従って、この基準平坦部位の幅Ｗ_Ｓが大きすぎると、必要な耐力が得られず、優れたエネルギー吸収効率を発揮することが困難となる。従って、基準平坦部位の幅Ｗ_Ｓの上限は、有効幅Ｗ_ｅの２．０倍以下に設定される。

　尚、基準平坦部位の幅Ｗ_Ｓの下限は特に設定されるものではないが、基準平坦部位の幅Ｗ_Ｓが小さすぎると、骨格部材１０の閉断面部の面積が低下し、耐力を確保することが困難となる。
　従って、基準平坦部位の幅Ｗ_Ｓは、有効幅Ｗ_ｅの０．１倍以上であることが好ましい。

　基準平坦部位における板厚は、軽量化の観点から、４．２ｍｍ以下であることが好ましい。
　一方、基準平坦部位の板厚が０．４ｍｍ未満である場合、基準平坦部位における弾性座屈が生じやすくなるため、基準平坦部位の幅Ｗ_Ｓの設定範囲の制約が大きくなる。従って、基準平坦部位の板厚は０．４ｍｍ以上であることが好ましい。

　骨格部材１０は、引張強度が９８０ＭＰａ以上である冷延鋼板をプレス成形加工により所定の形状に成形し、その後、端面を接合することで形成される。このようにして形成された骨格部材１０は、引張強度で９８０ＭＰａ以上の強度を有する。また、このように形成されることで、骨格部材１０における基準平坦部位の板厚中心部のビッカース硬度は、ＪＩＳ　Ｚ　２２４４：２００９に記載の方法で実施する硬度試験において、試験荷重を３００ｇｆ（２．９Ｎ）とした場合に、３００Ｈｖ以上となる。
　本願においては、高強度化を前提に変形能を高めて優れたエネルギー吸収効率を発揮させるものであるため、基準平坦部位における板厚中心部の硬度はビッカース硬さで３００Ｈｖ以上に規定する。
　板厚中心部の硬度の上限は特に規定しないが、ビッカース硬さで９００Ｈｖ以下としてもよい。

　板厚中心部の硬さの測定方法は以下の通りである。
　骨格部材から板面に垂直な断面を有する試料を採取し、当該断面を測定面として調製し、当該測定面を硬さ試験に供する。
　測定面のサイズは、測定装置にもよるが、１０ｍｍ×１０ｍｍ程度で良い。
　測定面の調製方法は、ＪＩＳ　Ｚ　２２４４：２００９に準じて実施する。＃６００から＃１５００の炭化珪素ペーパーを使用して測定面を研磨した後、粒度１μｍから６μｍのダイヤモンドパウダーをアルコール等の希釈液や純水に分散させた液体を使用して測定面を鏡面に仕上げる。硬さ試験は、ＪＩＳ　Ｚ　２２４４：２００９に記載の方法で実施する。マイクロビッカース硬さ試験機を用いて、試料の板厚の３／８位置に、荷重３００ｇｆで、圧痕の３倍以上の間隔で３０点測定し、それらの平均値を板厚中心部の硬度とする。

　上述のように、基準平坦部位の幅Ｗ_Ｓが有効幅Ｗ_ｅの２．０倍以下である場合には、弾性座屈を抑制することが可能である。しかし、高強度材、例えば、引張強度が９８０ＭＰａ以上の冷延鋼板においては、有効幅Ｗ_ｅを制御することで弾性座屈を抑制できたとしても、曲げ性能が不十分であれば、軸方向の荷重による蛇腹変形の途中での破断が発生してしまうことにより、優れたエネルギー吸収効率が得られない。

　従来であれば、基準平坦部位における板厚中心部における硬さ頻度分布の標準偏差と表層部における硬さ頻度分布の標準偏差はほぼ同一であり、硬さ標準偏差比は１．０となる。
　しかしながら、本実施形態に係る骨格部材１０においては、基準平坦部位における板厚中心部における硬さ頻度分布の標準偏差と表層部における硬さ頻度分布の標準偏差との比を適切に制御することによって、曲げ性能を高めている。
　従って、高強度材を適用しても蛇腹変形の途中での破断を抑制し、従来と比べて格段に優れたエネルギー吸収効率を発揮することを可能としている。
　具体的には、本実施形態に係る骨格部材１０では、基準平坦部位において、表層部における硬さ頻度分布の標準偏差を板厚中心部における硬さ頻度分布の標準偏差で割った値である硬さ標準偏差比が、１．０より大きくなるように制御されている。

　引張強度が９８０ＭＰａ以上の冷延鋼板を適用する場合において、硬さ標準偏差比を１．０より大きい値とする場合、ドイツ自動車工業会で規定されたＶＤＡ基準（ＶＤＡ２３８－１００）に基づくＶＤＡ曲げ試験における最大曲げ角度が大幅に向上することができることを本発明者らは実験により見出している。
　図４は、厚さ１．６ｍｍの１４７０ＭＰａ級、１１８０ＭＰａ級、９８０ＭＰａ級の冷延鋼板を用いた場合のＶＤＡ曲げ試験の結果を示すグラフであり、各強度クラスの鋼板において、従来のように硬さ標準偏差比が１．０となる鋼板に対して、硬さ標準偏差比が１．０より大きい鋼板の場合、ＶＤＡ曲げ試験における最大曲げ角（°）が高くなり、ＶＤＡ角度比が高くなることがわかる。すなわち、硬さ標準偏差比が１．０より大きい場合に、軸方向の荷重により蛇腹変形の途中で破断が発生しにくくなり、優れたエネルギー吸収効率を発揮できる。

　従って、硬さ標準偏差比は１．０５より大きいことが好ましく、１．２０より大きいことがより好ましい。
　硬さ標準偏差比は、３．０より大きくても曲げ性を高める効果は飽和する。従って、硬さ標準偏差比は３．０以下であることが好ましい。

　ここで、板厚中心部における硬さ頻度分布と、表層部における硬さ頻度分布は、ビッカース硬さ試験により取得される。
　骨格部材から板面に垂直な断面を有する試料を採取し、当該断面を測定面として調製し、当該測定面を硬さ試験に供する。
　測定面のサイズは、測定装置にもよるが、１０ｍｍ×１０ｍｍ程度で良い。
　測定面の調製方法は、ＪＩＳ　Ｚ　２２４４：２００９に準じて実施する。＃６００から＃１５００の炭化珪素ペーパーを使用して測定面を研磨した後、粒度１μｍから６μｍのダイヤモンドパウダーをアルコール等の希釈液や純水に分散させた液体を使用して測定面を鏡面に仕上げる。

　このようにして鏡面に仕上げた測定面に対し、ＪＩＳ　Ｚ　２２４４：２００９に記載の方法で硬さ試験を実施する。
　マイクロビッカース硬さ試験機を用いて、表層部における硬さを測定する。
　荷重３００ｇｆで、圧痕の３倍以上の間隔で３０点測定し、表層部における硬さ頻度分布を求める。
　同様に、板厚の３／８の深さ位置においても、荷重３００ｇｆで、圧痕の３倍以上の間隔で３０点測定し、板厚中心部における硬さ頻度分布を求める。

　また、上述のビッカース硬さ試験の結果得られた、板厚中心部における硬さ頻度分布と、表層部における硬さ頻度分布において、標準偏差を求めるには、公知の統計学的手法が用いられる。

　従来のように、引張強度が９８０ＭＰａ以上の冷延鋼板の板厚中心部と表層部で金属組織が同一である場合には、表層部における硬さ頻度分布は板厚中心部における硬さ頻度分布と同一となり、硬さ標準偏差比は１．０となる。
　一方、表層部とその近傍のみの金属組織を改質した場合、硬さ標準偏差比は、１．０とは異なる値となる。
　本実施形態に係る引張強度が９８０ＭＰａ以上の冷延鋼板で形成された骨格部材１０では、表層部とその近傍のみの金属組織を改質することにより、表層部の金属組織が二相組織に近い組織となるため、表層部での硬度の分布、ばらつきが大きくなり、表層部と板厚中心部との硬さ標準偏差比を１．０より大きくすることができる。
　具体的には、硬さ標準偏差比は、公知の技術である、鋼板の脱炭焼鈍時の最高加熱温度と保持時間とを調整することにより制御できる。脱炭焼鈍の条件は、水素、窒素または酸素を含有する湿潤雰囲気において、脱炭焼鈍温度（鋼板の最高到達温度）を７００～９５０℃とし、７００～９５０℃の温度域での滞留時間を５秒～１２００秒とすることが好ましい。
　また、この条件範囲内において焼鈍温度をより高い温度範囲と、滞留温度をより長い時間範囲に絞り込むことで、硬さ標準偏差比を１．２０より大きくすることができる。
　なお、硬さ標準偏差比の上記条件は、骨格部材１０の少なくとも一方の表層部が満たせばよい。ただし、骨格部材１０の両側の表層部が上記硬さ標準偏差比の条件を満たすことが好ましい。

　このように、本実施形態に係る骨格部材１０によれば、基準平坦部位において、基準平坦部位の幅Ｗ_Ｓを制御することにより弾性座屈を抑制するとともに、硬さ標準偏差比の制御により蛇腹変形の途中での破断を抑制することができる。
　従って、基準平坦部位の板厚中心部のビッカース硬さが３００Ｈｖ以上という十分な硬さを有しながらも、エネルギー吸収効率を格段に向上させることができる。

　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、本願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。

　例えば、上記の骨格部材１０は単一の部材で構成されているが、複数の部材で構成されてもよい。図５は、変形例に係る骨格部材２０を示す斜視図であり、図６は、図５の切断線Ａ２－Ａ２の断面図である。
　この骨格部材２０は、長手方向に延在する第一骨格部材２０Ａと長手方向に延在するとともに第一骨格部材２０Ａに接合される第二骨格部材２０Ｂを含む。そして、第一骨格部材２０Ａと第二骨格部材２０Ｂにより閉断面部を形成している。

　第一骨格部材２０Ａは、板厚が１．２ｍｍの鋼板を冷間プレス成形することで長手方向に垂直な断面が略ハット型形状とされた開断面の部材である。
　図６に示すように、第一骨格部材２０Ａの長手方向に垂直な断面部は、五つの平坦部位２１と四つのコーナ部位Ｃとを備える。
　具体的には、第一骨格部材２０Ａの長手方向に垂直な断面部は、第一平坦部位２１ａと、第一平坦部位２１ａにコーナ部位Ｃを介して連なる第二平坦部位２１ｂと、第二平坦部位２１ｂにコーナ部位Ｃを介して連なる第三平坦部位２１ｃと、第三平坦部位２１ｃにコーナ部位Ｃを介して連なる第四平坦部位２１ｄと、第四平坦部位２１ｄにコーナ部位Ｃを介して連なる第五平坦部位２１ｅと、を備える。

　第二骨格部材２０Ｂは、板厚が０．８ｍｍの鋼板を冷間プレス成形することで長手方向に垂直な断面が略ハット型形状とされた開断面の部材である。
　図６に示すように、第二骨格部材２０Ｂの長手方向に垂直な断面部は、五つの平坦部位２３と四つのコーナ部位Ｃとを備える。
　具体的には、第二骨格部材２０Ｂの長手方向に垂直な断面部は、第一平坦部位２３ａと、第一平坦部位２３ａにコーナ部位Ｃを介して連なる第二平坦部位２３ｂと、第二平坦部位２３ｂにコーナ部位Ｃを介して連なる第三平坦部位２３ｃと、第三平坦部位２３ｃにコーナ部位Ｃを介して連なる第四平坦部位２３ｄと、第四平坦部位２３ｄにコーナ部位Ｃを介して連なる第五平坦部位２３ｅと、を備える。

　そして、第一骨格部材２０Ａの第一平坦部位２１ａ及び第五平坦部位２１ｅと、第二骨格部材２０Ｂの第一平坦部位２３ａ及び第五平坦部位２３ｅとがそれぞれスポット溶接により接合されている。
　このように構成されていることにより、骨格部材２０は、長手方向に垂直な断面が閉断面部を有する。

　本願において、基準平坦部位は、閉断面部における平坦部位のうち有効幅比が最大である平坦部位と定義されている。
　第一骨格部材２０Ａの平坦部位２１と第二骨格部材２０Ｂの平坦部位２３は、いずれも同一の降伏応力σ_ｙ、ヤング率Ｅ、及びポアソン比νを有している。従って、それぞれの平坦部位２１，２３についての幅Ｗ／有効幅Ｗ_ｅで算出される有効幅比は、それぞれの平坦部位２１，２３の幅Ｗと板厚ｔに依存して決定される。
　この閉断面部においては、第一骨格部材２０Ａの第三平坦部位２１ｃと、第二骨格部材２０Ｂの第三平坦部位２３ｃが共に、すべての平坦部位の中で幅が最大である平坦部位である。しかし、第一骨格部材２０Ａの第三平坦部位２１ｃの板厚よりも、第二骨格部材２０Ｂの第三平坦部位２３ｃの板厚の方が小さいため、第二骨格部材２０Ｂの第三平坦部位２３ｃの有効幅比が最も大きい。従って、第二骨格部材２０Ｂの第三平坦部位２３ｃが基準平坦部位である。

　従って、変形例に係る骨格部材２０においては、基準平坦部位である第二骨格部材２０Ｂの第三平坦部位２３ｃについて、板厚中心部のビッカース硬度を３００Ｈｖ以上、幅Ｗ_ｓを有効幅Ｗ_ｅの２．０倍以下、標準偏差比を１．０より大きい値、に制御することによって優れたエネルギー吸収効率を発揮することができる。

　尚、骨格部材１０は対向する辺同士が同一の幅を有する略矩形の断面形状を有しているが、四つの平坦部位１１が同一の幅を有する略正方形の断面形状を有していてもよい。
　また、平坦部位１１の数は特に限られるものではなく、少なくとも一つあればよい。

　また、実施形態に係る骨格部材１０は、全長に亘り一様の断面形状を有するが、全長に亘り一様の断面形状を有さなくてもよく、部材長手方向に垂直な閉断面のうち、断面積（板厚×断面線長）が最小となる閉断面が上記の閉断面部であれば良く、長手方向の全長の一部に存在していればよい。ただし、上記の閉断面部が、長手方向の全長の５０％以上に存在することが好ましく、８０％以上であることが更に好ましい。

　尚、骨格部材１０、２０は、自動車車体の構造部材のうち、衝突時に主に軸方向に圧縮の入力が負荷されることが予期される部材に適用される。図７は、骨格部材１０、２０が適用される一例としての自動車骨格１００を示す図である。
　この図７を参照すると、骨格部材１０，２０は、自動車車体の構造部材のうち、フロントサイドメンバ１０１、リアサイドメンバ１０３、サイドシル１０５、Ａピラー１０７、Ｂピラー１０９、ルーフレール１１１、フロアクロス１１３、ルーフクロス１１５、及びアンダーリンフォース１１７に適用することができる。

（実施例）
　板厚１．６ｍｍの１４７０ＭＰａ級冷延鋼板である鋼板Ａ及び鋼板Ｂ、板厚１．６ｍｍの１１８０ＭＰａ級冷延鋼板である鋼板Ｃ、板厚１．６ｍｍの９８０ＭＰａ級冷延鋼板である鋼板Ｄを準備した。
　鋼板Ｂ、鋼板Ｃ、及び鋼板Ｄでは、脱炭焼鈍時に、水素と窒素を混合した湿潤雰囲気において、脱炭焼鈍温度（鋼板の最高到達温度）を７００～９００℃とし、７００～９００℃の温度域での滞留時間を６０～６００秒とすることにより、表層部とその近傍のみの金属組織を改質させた。

　これらの鋼板Ａ、鋼板Ｂ、鋼板Ｃ及び鋼板Ｄを冷間プレス成形し、端面同士を溶接することにより、それぞれの鋼板からなる高さ３００ｍｍの角筒部材を得た。
　鋼板Ａは、板厚中心部と表層部で金属組織が同じであるため、基準平坦部位の板厚中心部における硬さ頻度分布の標準偏差と基準平坦部位の表層部における硬さ頻度分布の標準偏差とが等しく、硬さ標準偏差比は１．０となった。一方、鋼板Ｂ、鋼板Ｃ及び鋼板Ｄは、板厚中心部の金属組織は改質させずに表層部の金属組織を改質することで、表層部の硬さ頻度分布を変化させ、表層部の標準偏差を調整した。これによって、鋼板Ｂの基準平坦部位における板厚中心部に対する表層部の硬さ標準偏差比は２．３７、鋼板Ｃの基準平坦部位における硬さ標準偏差比は１．２５、鋼板Ｄの基準平坦部位における硬さ標準偏差比は１．２８となった。
　プレス成形後の平坦部位における材料特性を表１に示す。

　角筒部材の長手方向に垂直な断面は、図８に示すように、４つの平坦部位が同一の幅を有する略正方形の断面設計とした。つまり、それぞれの角筒部材においては、４つの平坦部位の全てが最大の有効幅比を有する基準平坦部位である。このような条件を前提に、基準平坦部位の幅Ｗ_Ｓを実験例毎に設定した。尚、四つのコーナ部Ｃの曲率半径はいずれも５ｍｍに設計した。

　これらの角筒部材に対して、下端側を完全拘束した状態で、上端側から剛体フラットインパクタを時速９０ｋｍで衝突させ、この時の変形状態、破断発生状況及びインパクタ反力（荷重）とストロークから吸収エネルギーを算出し、比較した。実験例毎の設定条件とその結果を表２に示す。

　１４７０ＭＰａ級冷延鋼板である、鋼板Ａ、鋼板Ｂにおいて、実験Ｎｏ．１Ａ、２Ａ、３Ａでは、硬さ標準偏差比が１．０であることにより、良好な曲げ性を得ることができず、蛇腹変形の途中で折り畳まれ部において破断が発生し、変形を継続することができなかった。これにより、エネルギー吸収効率が劣位であった。また、実験Ｎｏ．４Ａ、４Ｂ、５Ａ、５Ｂでは、蛇腹変形途中での破断は発生しなかったものの、有効幅比が高いため基準平坦部位での弾性座屈が発生し、軸力が発揮できず、エネルギー吸収効率が劣位であった。
　実験Ｎｏ．１Ｂ、２Ｂ、３Ｂでは、硬さ標準偏差比が適切に制御され、且つ、有効幅比も適切であったため、１４７０ＭＰａ級冷延鋼板を用いながらも、蛇腹変形途中での破断及び弾性座屈が生じず、優れたエネルギー吸収効率を発揮することができた。
　尚、図９は、表２に示す実験結果について、有効幅比に対するエネルギー吸収効率を比較したグラフである。このグラフに示す通り、有効幅比を小さくするだけではエネルギー吸収効率の向上は見られないが、本願のように硬さ標準偏差比を適切に制御した場合においては、有効幅比を小さくすることでエネルギー吸収効率が格段に向上することがわかる。

　また、実験Ｎｏ．２Ｃ（１１８０ＭＰａ級冷延鋼板）と実験Ｎｏ．２Ｄ（９８０ＭＰａ級冷延鋼板）では、共に、硬さ標準偏差比が適切に制御され、且つ、有効幅比も適切である。これらの実験Ｎｏ．２Ｃ及び実験Ｎｏ．２Ｄにおいては、実験Ｎｏ．２Ｂ（１４７０ＭＰａ級冷延鋼板）に比べると強度クラスが低いため、エネルギー吸収効率は劣る結果ではあるが、破断及び弾性座屈が生じていない。従って、硬さ標準偏差比が適切に制御されていない比較例である実験Ｎｏ．２Ａ（１４７０ＭＰａ級冷延鋼板）と比べると強度クラスが低いにも関わらず、高いエネルギー吸収効率を示したことがわかる。

　本発明によれば、エネルギー吸収効率に優れた骨格部材を提供することができる。

１０、２０　骨格部材
２０Ａ　第一骨格部材
２０Ｂ　第二骨格部材
１００　自動車骨格

Claims

　鋼板を冷間プレス成形することにより形成される骨格部材であって、
　前記骨格部材は、長手方向に垂直な断面が閉断面である閉断面部を有し、
　前記閉断面部は、当該断面における最大外形寸法よりも曲率半径が大きい部位である少なくとも１つの平坦部位を有し、
　前記少なくとも１つの平坦部位のうち、カルマンの有効幅式から求められる有効幅に対する割合が最大である幅を有する平坦部位を基準平坦部位と定義したとき、
　　前記基準平坦部位における板厚中心部のビッカース硬度が３００Ｈｖ以上であり、
　　前記基準平坦部位の幅が、前記有効幅の２．０倍以下であり、
　　前記基準平坦部位の表層部における硬さ頻度分布の標準偏差を、前記基準平坦部位の板厚中心部における硬さ頻度分布の標準偏差で割って求められる標準偏差比が１．０より大きい
ことを特徴とする骨格部材。
　前記閉断面部が、前記骨格部材の前記長手方向の全長の５０％以上に存在する
ことを特徴とする請求項１に記載の骨格部材。
　前記骨格部材は、前記長手方向に延在する第一骨格部材と、前記長手方向に延在するとともに前記第一骨格部材に接合される第二骨格部材と、を含み、
　前記閉断面部は、前記第一骨格部材と、前記第二骨格部材とを含む
ことを特徴とする請求項１又は２に記載の骨格部材。
　前記標準偏差比が１．２０より大きい
ことを特徴とする請求項１又は２に記載の骨格部材。