JP5087003B2 - Structural member design method and structural member - Google Patents
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Description
【技術分野】
【０００１】
本発明は、断面形状が中空状である構造部材を設計する構造部材の設計方法及び構造部材に関する。
【背景技術】
【０００２】
上記のような構造部材は、例えば、図１Ｂに示すように、断面形状がハット状に形成されているものであり、自動車のバンパーやフロントサイドメンバのキック部等、自動車のボディに用いられている。そして、近年、自動車の燃費向上等のために、自動車の軽量化が求められている一方で、自動車の安全性能向上のために、構造部材にて衝突時の衝撃を効果的に吸収することが求められており、これらの要求に応えるように構造部材を設計する必要がある。
【０００３】
従来の構造部材の設計方法として、構造部材の両端を下方側から支持した状態で構造部材の中央部に錘を落とす三点曲げ試験を行い、その三点曲げ試験の実験結果に基づいて、構造部材を支持する支点反力から構造部材に対する荷重を求め、荷重点の変位量に対する荷重の変化から衝撃を吸収するエネルギーが大きくなるように、構造部材を設計するものがある（例えば、特許文献１参照）。
また、他の従来の構造部材の設計方法として、構造部材が曲げ力により圧壊するときの全塑性モーメントが設定値より大きくなるように、構造部材を設計するものもある（例えば、特許文献２参照）。
【０００４】
断面形状が中空状である構造部材は、例えば図１Ｂに示すような断面形状がハット状に形成されているものばかりではなく、断面形状が多角形断面形状であるものもあり、構造部材の長手方向と交差する方向から衝撃荷重を受けることが多い（構造部材に曲げが掛かる状態）（特許文献２の図２参照）。この場合、同じ板材から構造部材を形成するので、構造部材の材料強度（降伏応力（引っ張り強さ））や板厚は、構造部材の断面のどの部分においても同じものとなっている。
【特許文献１】
日本国特開平６−１２７４２８号公報
特許文献２：日本国特開平８−２４４６５０号公報
発明の開示
発明が解決しようとする課題
［０００５］
従来の構造部材の設計方法では、三点曲げ試験における実験結果や全塑性モーメントを指標として、構造部材の形状や材料特性を決定して構造部材を設計することになるが、構造部材を自動車のボディに用いる場合に、三点曲げ試験における実験結果や全塑性モーメントを指標とすることにより、上述の要求を十分に満たしているかの検証が十分に行われていなかった。したがって、従来の構造部材の設計方法では最適な設計を行うことができない虞があった。
［０００６］
断面形状が中空状で多角形断面形状の構造部材において、構造部材の長手方向と交差する方向から衝撃荷重を受ける場合（構造部材に曲げが掛かる状態）、構造部材のどの部分においても均一な曲げが発生しているとは考えられない。これにより、構造部材の材料強度（降伏応力（引っ張り強さ））や板厚を、構造部材の断面のどの部分においても同じものに設定することは、構造部材の全体の剛性にとって適切ではないと考えられる。
［０００７］
本発明は、かかる点に着目してなされたものであり、その目的は、自動車のボディに用いる構造部材において、その構造部材の設計を簡易に且つ最適に行うことができる構造部材の設計方法を提供する点にあり、断面形状が中空状で多角形断面形状の構造部材において、構造部材の長手方向と交差する方向から衝撃荷重を受ける場合（構造部材に曲げが掛かる状態）、構造部材の全体の剛性にとって、構造部材の断面の各部分に適切な材料強度や板厚の設定が行われた構成部材を提供する点にある。
課題を解決するための手段
［０００８］
本発明にかかる構造部材の設計方法の特徴は、
断面形状が中空状である構造部材を設計する構造部材の設計方法であって、
前記構造部材に衝撃荷重を与えた場合の荷重点における変位量Ｓと前記構造部材の弾塑性変形により蓄積されるひずみエネルギーＵとを求め、
前記変位量Ｓと前記ひずみエネルギーＵとを用いて、以下の式（１）から換算荷重Ｆｅを算出し、
Ｆｅ＝ΔＵ／Δｘ ・・・・・（１）
ΔＵ：変位量Ｓを単位変化量だけ変化させるときに蓄積されるひずみエネルギー量
Δｘ：変位量Ｓの単位変化量
前記換算荷重Ｆｅの前記変位量Ｓの変化から初期発生最大ピーク荷重を抽出し、
前記初期発生最大ピーク荷重に基づいて、前記構造部材の前記荷重点近傍における断面幅、前記荷重点近傍における断面高さ、前記荷重点近傍における板厚、及び前記荷重点近傍における降伏応力を設定する点にある。
［０００９］
この構成によれば、構造部材に衝撃荷重を与えた場合に、一度曲げ崩壊が始まると、塑性ひずみの集中により塑性変形モードが「一点折れ」に近いモードとなり、その後は、構造部材にかかる荷重が低下してエネルギーの吸収がほとんど行われなくなる。したがって、「一点折れ」になるときの初期発生最大ピーク荷重に注目し、その初期発生最大ピーク荷重に基づいて構造部材を設計することにより、上述の要求を満たすように設計することができる。
そして、初期発生最大ピーク荷重を抽出するに当り、変位量ＳとひずみエネルギーＵとを用いて上記の式（１）から換算荷重Ｆｅを算出し、その換算荷重Ｆｅの変位量Ｓに対する変化から初期発生最大ピーク荷重を抽出することになるが、例えば、三点曲げ試験の実験結果における支点反力から荷重を求めてその荷重の変位量Ｓに対する変化から初期発生最大ピーク荷重を抽出する場合と比べて、略同じ変位量Ｓにおいて初期発生最大ピーク荷重が発生することが分かった。したがって、初期発生最大ピーク荷重を正確に且つ容易に抽出できることになる。
以上のことから、正確に且つ容易に抽出した初期発生最大ピーク荷重に基づいて構造部材を設計することよって、構造部材の設計を簡易に且つ最適に行うことができる構造部材の設計方法を提供できるに至った。
［００１０］
本発明にかかる構造部材の設計方法の特徴は、
コンピュータにより、断面形状が中空状である構造部材を設計する構造部材の設計方法であって、
前記構造部材の断面幅と、断面高さと、板厚と、降伏応力のうち少なくとも１つの値を変えた複数の組み合わせの入力を受け付け、前記構造部材の複数のモデルを設定し、
前記構造部材のそれぞれのモデルについて、ＣＡＥ解析により、衝撃荷重を与えた場合の荷重点における変位量Ｓと弾塑性変形により蓄積されるひずみエネルギーＵとを算出し、
前記変位量Ｓと前記ひずみエネルギーＵとを用いて、以下の式（１）から換算荷重Ｆｅを算出し、
Ｆｅ＝ΔＵ／Δｘ ・・・・・（１）
ΔＵ：変位量Ｓを単位変化量だけ変化させるときに蓄積されるひずみエネルギー量
Δｘ：変位量Ｓの単位変化量
算出した前記換算荷重Ｆｅの前記変位量Ｓの変化から初期発生最大ピーク荷重を抽出し、
前記構造部材のそれぞれのモデルについて、前記荷重点近傍における断面幅、前記荷重点近傍における断面高さ、前記荷重点近傍における板厚、前記荷重点近傍における降伏応力、及び前記初期発生最大ピーク荷重を有するデータのセットを蓄積し、
蓄積した複数の前記データのセットを用いて、前記荷重点近傍における断面幅、前記荷重点近傍における断面高さ、前記荷重点近傍における板厚、前記荷重点近傍における降伏応力、及び前記初期発生最大ピーク荷重の第１関係式を導き出し、
前記荷重点近傍における断面幅、前記荷重点近傍における断面高さ、前記荷重点近傍における板厚、及び前記荷重点近傍における降伏応力の値の入力を受け付け、前記第１関係式に基づいて前記初期発生最大ピーク荷重を算出し、
算出した前記初期発生最大ピーク荷重に基づき、入力した前記構造部材の前記荷重点近傍における断面幅、前記荷重点近傍における断面高さ、前記荷重点近傍における板厚、及び前記荷重点近傍における降伏応力のうち少なくとも１つの値を変更して前記構造部材を設計する点にある。
［００１１］
この構成によれば、実際の実験により変位量Ｓ及びひずみエネルギーＵを求めるのではなく、コンピュータによるＣＡＥ解析に基づいて変位量Ｓ及びひずみエネルギーＵを求めるので、実験条件等によるバラツキを考慮せずに変位量Ｓ及びひずみエネルギーＵを的確に且つ容易に求めることができる。したがって、換算荷重Ｆｅを的確に且つ容易に求めることができることになる。
導き出した第１関係式により初期発生最大ピーク荷重を算出することができるので、第１関係式を用いるだけで初期発生最大ピーク荷重を容易に且つ定量的に算出することができることになる。したがって、構造部材の設計を容易に行えることになり、設計の簡素化を図ることができる。ちなみに、荷重点近傍は、構造部材において曲げ崩壊する部分であり、荷重点近傍における断面幅や断面高さ等は構造部材において曲げ崩壊する部分の断面幅や断面高さ等となる。
第１関係式から算出した初期発生最大ピーク荷重に基づいて、例えば、その初期発生最大ピーク荷重が設定値以上となるように、荷重点近傍における断面幅、荷重点近傍における断面高さ、荷重点近傍における板厚、及び、荷重点近傍における降伏応力のうちの少なくとも一つの値を変更して構造部材を設計することにより、上述の要求を満たす最適な設計を行うことができることになる。特に、上述の如く、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を大きくするためには荷重点近傍における板厚の寄与が大きいので、荷重点近傍における板厚を厚くするように変更すれば、降伏応力の高い高強度鋼（ハイテン材）を用いずに構造部材を設計することもでき、軽量化及びコストの低減を効果的に実現する最適な設計を行えることになる。
［００１２］
［００１３］
［００１４］
本発明にかかる断面形状が中空状である構造部材を設計する構造部材の設計方法の好適な一つの実施形態においては、前記第１関係式が、以下の式（２）である。
Ｆ１＝ＡｂＸ１ｈＸ２ｔＸ３σＸ４ ・・・・・（２）
ただし、Ｘ３≫Ｘ１，Ｘ２，Ｘ４
Ｆ１：初期発生最大ピーク荷重
Ａ：定数
ｂ：荷重点近傍における断面幅
ｈ：荷重点近傍における断面高さ
ｔ：荷重点近傍における板厚
σ：荷重点近傍における降伏応力
［００１５］
この構成によれば、上記の式（２）において、荷重点近傍における断面幅ｂ、荷重点近傍における断面高さｈ、荷重点近傍における板厚ｔ、及び、荷重点近傍における降伏応力σを入力するだけで、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を算出することができる。したがって、初期発生最大ピーク荷重を容易に且つ定量的に算出することができ、構造部材の設計を容易に行えることになり、設計の簡素化を図ることができる。
また、上記の式（２）において、Ｘ３≫Ｘ１，Ｘ２，Ｘ４となっているので、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を大きくするためには、荷重点近傍における板厚の寄与が大きいことが分かる。したがって、例えば、荷重点近傍における板厚を厚くすることにより、降伏応力の高い高強度鋼（ハイテン材）を用いずに構造部材を設計することもでき、軽量化及びコストの低減を効果的に実現する最適な設計を行えることになる。
［００１６］
［００１７］
［００１８］
また、上述した構造部材の設計方法に加え、構造部材も本発明の主題である。
すなわち、本発明にかかる構造部材の特徴は、
上述した構造部材の設計方法により設計され、断面形状が中空状で多角形断面形状であり、長手方向と交差する方向から衝撃荷重を受ける構造部材であって、
断面における角部の材料強度を、断面における角部以外の部分の材料強度よりも大きいものに設定する点にある。
［００１９］
本発明にかかる構造部材の特徴は、上述した構造部材の設計方法により設計され、断面形状が中空状で多角形断面形状であり、長手方向と交差する方向から衝撃荷重を受ける構造部材であって、断面における角部の板厚を、断面における角部以外の部分の板厚よりも大きいものに設定する点にある。
［００２０］
本発明にかかる構造部材の特徴は、上述した構造部材の設計方法により設計され、断面形状が中空状で多角形断面形状であり、長手方向と交差する方向から衝撃荷重を受ける構造部材であって、断面における衝撃荷重の方向に沿った壁部の材料強度を、断面における衝撃荷重の方向に沿った壁部以外の部分の材料強度よりも大きいものに設定する点にある。
［００２１］
本発明にかかる構造部材の特徴は、上述した構造部材の設計方法により設計され、断面形状が中空状で多角形断面形状であり、長手方向と交差する方向から衝撃荷重を受ける構造部材であって、断面における衝撃荷重の方向に沿った壁部の板厚を、断面における衝撃荷重の方向に沿った壁部以外の部分の板厚よりも大きいものに設定する点にある。
［００２２］
断面形状が中空状で多角形断面形状の構造部材（例えば図２８参照）において、長手方向と交差する方向から衝撃荷重（例えば図１Ａ参照）を与える解析（実験）を行ったところ、構造部材の材料強度（降伏応力（引っ張り強さ）等）及び板厚を、構造部材の断面のどの部分においても同じものに設定した場合（例えば図２９ＡのケースＢ０参照）、構造部材の全体の剛性として例えば図２９ＢのケースＢ０のような結果が得られた。
［００２３］
前述の解析（実験）において、構造部材の断面における角部及び断面における衝撃荷重の方向に沿った壁部以外の部分（例えば図２８のＡ１部分やＡ３部分）の材料強度や板厚を、他の部分（例えば図２８のＡ２部分）の材料強度や板厚とは異なるものに設定した場合（例えば図２９ＡのケースＢ１〜Ｂ４、図３１ＡのケースＢ９〜Ｂ１２参照）、例えば図２９ＢのケースＢ１〜Ｂ４及び図３１ＢのケースＢ９〜Ｂ１２に示すような結果が得られた。
これにより、構造部材の断面における角部及び断面における衝撃荷重の方向に沿った壁部以外の部分（例えば図２８のＡ１の部分やＡ３の部分）は、構造部材の全体の剛性にあまり影響を与えていないことが理解できる。
【００２４】
これについて言い換えると、構造部材の断面における角部及び断面における衝撃荷重の方向に沿った壁部以外の部分（例えば図２８のＡ１部分やＡ３部分）の材料強度や板厚を大きくしても、構造部材の全体の剛性を大きくすることはできないと言うことができる。逆の見方をすると、構造部材の断面における角部及び断面における衝撃荷重の方向に沿った壁部以外の部分（例えば図２８のＡ１部分やＡ３部分）の材料強度や板厚を小さくしても、構造部材の全体の剛性が小さくなることはないので、構造部材の断面における角部及び断面における衝撃荷重の方向に沿った壁部以外の部分（例えば図２８のＡ１部分やＡ３部分）の材料強度や板厚を小さくしても、構造部材の全体の剛性を確保することが可能であると言うことができる。
【００２５】
次に前述の解析（実験）において、構造部材の断面における角部や断面における衝撃荷重の方向に沿った壁部の部分（例えば図２８のＡ２部分）の材料強度や板厚を、他の部分（例えば図２８のＡ１部分やＡ３部分）の材料強度や板厚とは異なるものに設定した場合（例えば図３０ＡのケースＢ５〜Ｂ８参照）、例えば図３０ＢのケースＢ５〜Ｂ８に示すような結果が得られた。
これにより、構造部材の断面における角部や断面における衝撃荷重の方向に沿った壁部の部分（例えば図２８のＡ２の部分）は、構造部材の全体の剛性に大きな影響を与えていることが理解できる。これについて言い換えると、構造部材の断面における角部や断面における衝撃荷重の方向に沿った壁部の部分（例えば図２８のＡ２の部分）の材料強度や板厚を大きくすれば、構造部材の全体の剛性を大きくすることが可能であると言うことができる。
【００２６】
以上のような解析（実験）の結果により、上述した構成の如く、構造部材の断面における角部や断面における衝撃荷重の方向に沿った壁部の材料強度を、他の部分の材料強度よりも大きいものに設定することにより、構造部材の全体の剛性を大きいものにすることができる。
逆の見方をすると、この構成によれば、現状の構造部材の状態から、構造部材の断面の全体に亘って材料強度や板厚を小さくして、構造部材の軽量化及び低コスト化を図った場合、構造部材の断面における角部や断面における衝撃荷重の方向に沿った壁部と言うように、構造部材の全体の剛性に大きな影響を与えている部分の材料強度を大きいものに設定することにより、構造部材の軽量化及び低コスト化を維持しながら、構造部材の全体の剛性を確保することができる。
【００２７】
また、以上のような解析（実験）の結果により、上述した構成の如く、構造部材の断面における角部や断面における衝撃荷重の方向に沿った壁部の板厚を、他の部分の板厚よりも大きいものに設定することにより、構造部材の全体の剛性を大きいものにすることができる。
逆の見方をすると、この構成によれば、構造部材の断面における角部や断面における衝撃荷重の方向に沿った壁部以外の部分と言うように、構造部材の全体の剛性にあまり影響を与えていない部分の板厚を、現状の構造部材の状態から小さなものに設定することにより、構造部材の全体の剛性を確保しながら、構造部材の軽量化及び低コスト化が可能になる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００２８】
〔構造部材の設計方法〕
本発明にかかる構造部材の設計方法を図面に基づいて説明する。
断面形状が中空状の構造部材１として、図１に示すように、平板状の鋼製薄板と凸状の鋼製薄板とを組み合わせた、いわゆるハット形状のものとする。
図１Ｂは、図１ＡにおけるＤ−Ｄ断面図である。そして、図１に示す構造部材１において、材料スパンをＬ（ｍｍ）とし、構造部材１の荷重Ｆを受ける断面において、断面幅をｂ（ｍｍ）、断面高さをｈ（ｍｍ）、板厚をｔ（ｍｍ）、降伏応力をσ（Ｍｐａ）とする。
【００２９】
図２では、構造部材１に荷重Ｆを与えた場合の荷重Ｆと荷重点における変位量ＳとのＦＳ特性を示している。このように、構造部材１では、衝撃荷重が与えられることにより一度曲げ崩壊が始まると、塑性ひずみの集中により塑性変形モードが「一点折れ」に近いモードとなり、その後は、構造部材にかかる荷重Ｆが低下してエネルギーの吸収がほとんど行われなくなる。そこで、「一点折れ」になるときの初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を構造部材１が圧壊する初期崩壊荷重とすることができるので、本発明にかかる構造部材の設計方法では、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を指標として、初期発生最大ピーク荷重に基づいて構造部材１を設計する。
【００３０】
そして、本発明にかかる構造部材の設計方法では、構造部材１に衝撃荷重を与える場合の荷重点における変位量Ｓと構造部材１の弾塑性変形により蓄積されるひずみエネルギーＵとを求め、変位量ＳとひずみエネルギーＵとを用いて、以下の式（１）から換算荷重Ｆｅを算出し、換算荷重Ｆｅから初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を抽出する。
Ｆｅ＝ΔＵ／Δｘ ・・・・・（１）
ΔＵ：変位量Ｓを単位変化量だけ変化させるときに蓄積されるひずみエネルギー量
Δｘ：変位量Ｓの単位変化量
【００３１】
構造部材１に衝撃荷重が与えられると、構造部材１が弾塑性変形して荷重点が移動することになり、その衝撃荷重が仕事をすることになる。この仕事は、構造部材１の内部に一種のポテンシャルエネルギーとして貯えられることになり、この仕事をひずみエネルギーとしている。つまり、弾塑性変形により構造部材１に生じる内部エネルギーをひずみエネルギーとしている。
初期発生最大ピーク荷重Ｆ１の抽出については、荷重Ｆとして換算荷重Ｆｅを用い、図２に示すように、換算荷重Ｆｅの変位量Ｓに対する変化から初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を抽出する。
また、変位量Ｓ及びひずみエネルギーＵについては、構造部材１の弾塑性変形による特性解析をＣＡＥ解析により行い、そのＣＡＥ解析に基づいて変位量Ｓ及びひずみエネルギーＵを求める。
【００３２】
このようにして、換算荷重Ｆｅから初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を抽出するわけであるが、換算荷重Ｆｅから抽出した初期発生最大ピーク荷重Ｆ１、荷重点近傍における断面幅ｂと、荷重点近傍における断面高さｈと、荷重点近傍における板厚ｔと、荷重点近傍における降伏応力σとから統計的手法により初期発生最大ピーク荷重Ｆ１、断面幅ｂ、断面高さｈ、板厚ｔ、降伏応力σについての第１関係式を導き出し、その第１関係式から初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を算出する。ちなみに、荷重点近傍は、構造部材において曲げ崩壊する部分であり、荷重点近傍における断面幅や断面高さ等は構造部材において曲げ崩壊する部分の断面幅や断面高さ等となる。
【００３３】
つまり、統計的手法により導き出した第１関係式が初期発生最大ピーク荷重Ｆ１、断面幅ｂ、断面高さｈ、板厚ｔ、降伏応力σについての関係を示す以下の式（２）であり、
Ｆ１＝ＡｂX1ｈX2ｔX3σX4 ・・・・・（２）
ただし、Ｘ３≫Ｘ１，Ｘ２，Ｘ４
この式（２）において荷重点近傍における断面幅ｂ、荷重点近傍における断面高さｈ、荷重点近傍における板厚ｔ、及び、荷重点近傍における降伏応力σを入力値として、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を算出する。
そして、算出した初期発生最大ピーク荷重Ｆ１に基づいて、例えば、その初期発生最大ピーク荷重Ｆ１が設定値以上となるように、荷重点近傍における断面幅ｂ、荷重点近傍における断面高さｈ、荷重点近傍における板厚ｔ、及び、荷重点近傍における降伏応力σの少なくとも一つを可変させる状態で構造部材１を設計する。
【００３４】
以下、本発明にかかる構造部材の設計方法について、三点曲げ試験の試験結果や全塑性モーメントを指標とする従来の構造部材の設計方法と比較して検証する。
【００３５】
［三点曲げ試験との比較］
まず、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を抽出するに当り、三点曲げ試験を行うことにより求めた荷重Ｆの変位量Ｓに対する変化から抽出してみることについて検討する。
三点曲げ試験は、高速落錘衝撃試験装置を用い、図１Ａに示すように、構造部材１の両端を下方側から支持して、構造部材１の中央部に錘を衝突変形速度として落下させて三点曲げ試験を行う。そして、構造部材１を下方側から支持する支点に取り付けたロードセルにて構造部材１にかかる荷重Ｆを測定するとともに、図外のレーザ変位計にて荷重点の変位量を測定する。
【００３６】
このように三点曲げ試験の実験を行い、ロードセルの検出情報に基づいて支点反力から荷重Ｆを求め且つレーザ変位計の検出情報に基づいて荷重点の変位量Ｓを求めることにより、図２に示すような荷重Ｆと変位量ＳとのＦＳ特性を得ることができる。
しかしながら、三点曲げ試験の実験を同じ実験条件にて繰り返し行うことが難しいことから、得られる荷重Ｆ及び変位量Ｓが大きくばらつき、正確な荷重Ｆ及び変位量Ｓを得ることができず、正確な初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を抽出できない可能性がある。
【００３７】
そこで、三点曲げ試験を実際に実験することにより得られる荷重Ｆ及び変位量Ｓに代えて、構造部材１の弾塑性変形による特性解析をＣＡＥ（Ｃｏｍｐｕｔｅｒ Ａｉｄｅｄ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ）解析により行い、そのＣＡＥ解析に基づいて求めた荷重Ｆ及び変位量Ｓを用いることができないか検討してみる。
ＣＡＥ解析は、コンピュータを用いて構造部材１の弾塑性変形による特性解析を行うものであり、コンピュータに入力するシミュレーション用材料データとして実験で得られた応力ひずみ曲線を用いている。そして、ＣＡＥ解析用のモデルを図３に示すモデルとしている。
【００３８】
構造部材１において、降伏応力σを５９０（Ｍｐａ）とし、板厚ｔを１．６（ｍｍ）としたときの実験結果とＣＡＥ解析結果との衝突時変形モードの比較を図４に示す。図４では、衝突から５ｍｓｅｃ時の変形の形態と最終変形時の変形の形態とを示している。
図４から、５ｍｓｅｃ時及び最終変形時の変形モード形態は、実験結果とＣＡＥ解析結果とで一致していることが分かる。
【００３９】
また、構造部材１において、降伏応力σを２７０（Ｍｐａ）、４４０（Ｍｐａ）、５９０（Ｍｐａ）と変化させるとともに、板厚ｔを０．８（ｍｍ）、１．６（ｍｍ）と変化させたときの実験結果及びＣＡＥ解析結果について、荷重Ｆと変位量ＳとのＦＳ特性を図５Ａから図５Ｃに示す。
図５から、実験結果とＣＡＥ解析結果とでは、初期発生最大ピーク荷重に少しばらつきがみられるものの、板厚ｔを変化させたときの初期発生最大ピーク荷重のバラツキ傾向やその後の平均荷重のＦＳ特性は略同等であることが分かる。ちなみに、初期発生最大ピーク荷重のばらつきについては、実験条件、材料、部材加工、部材溶接等のバラツキによるものと考えられ、板厚ｔや降伏応力σによる影響ではないと考えられる。
【００４０】
したがって、図４及び図５に示すように、実験結果とＣＡＥ解析結果とを比較すると、時間軸での変形モード形態、及び、構造部材の材質（降伏応力）や板厚を変化させたときのＦＳ特性が略同等であることが分かったので、三点曲げ試験を実際に実験することにより得られる荷重Ｆ及び変位量Ｓに代えて、ＣＡＥ解析に基づいて求めた荷重Ｆ及び変位量Ｓを用いることができるといえる。
【００４１】
また、構造部材１において、断面幅ｂを８０（ｍｍ) 、断面高さｈを７０（ｍｍ）、板厚ｔを１．６（ｍｍ）、降伏応力σを５９０（ＭＰａ）とするとともに、材料スパンＬを５００（ｍｍ）、１０００（ｍｍ）、１５００（ｍｍ）と変化させたときのＣＡＥ解析による荷重Ｆと変位量ＳとのＦＳ特性を図６に示す。
図６から、図中ａに示すように、材料スパンＬが長くなるほど、初期発生最大ピーク荷重の発生タイミングが遅くなり、材料スパンＬによって初期発生最大ピーク荷重の発生時期に差が生じることが分かる。また、材料スパンＬを５００（ｍｍ）や１０００（ｍｍ）としたときに、初期荷重値が求められない場合もあることが分かる。
このように、初期発生最大ピーク荷重の発生時期にバラツキが生じる、及び、初期荷重値を求められない場合があるので、三点曲げ試験における荷重Ｆ及び変位量Ｓから初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を正確に抽出できない可能性がある。
ちなみに、衝突時の衝撃による構造部材１の振動等により、構造部材１を支持する支点と構造部材１との接触が一定ではないことから、ＣＡＥ解析上、初期発生最大ピーク荷重の発生時期にバラツキが生じる、及び、初期荷重値を求められない場合があると考えられる。
【００４２】
そこで、本発明にかかる構造部材の設計方法は、構造部材１に衝撃荷重を与える場合の荷重点における変位量Ｓと構造部材１の弾塑性変形により蓄積されるひずみエネルギーＵとをＣＡＥ解析に基づいて求め、変位量ＳとひずみエネルギーＵとを用いて、以下の式（１）から算出した換算荷重Ｆｅを、構造部材１を支持する支点反力から求めた荷重に代えて用いることとする。
Ｆｅ＝ΔＵ／Δｘ ・・・・・（１）
ΔＵ：変位量Ｓを単位変化量だけ変化させるときに蓄積されるひずみエネルギー量
Δｘ：変位量Ｓの単位変化量
【００４３】
ＣＡＥ解析に基づいて求めたひずみエネルギーＵと荷重点における変位量Ｓとから上記の式（１）により算出した換算荷重Ｆｅを荷重Ｆとして用いて、構造部材１において、断面幅ｂを８０（ｍｍ) 、断面高さｈを７０（ｍｍ）、板厚ｔを１．６（ｍｍ）、降伏応力σを５９０（ＭＰａ）とするとともに、材料スパンＬを５００（ｍｍ）、１０００（ｍｍ）、１５００（ｍｍ）と変化させたときの換算荷重Ｆｅと変位量ＳとのＦＳ特性を図７に示す。
図７から、図中ａに示すように、材料スパンＬを変化させたことによる影響はなく、略同時間帯で初期発生最大ピーク荷重を読み取ることができることが分かる。また、材料スパンＬを５００（ｍｍ）や１０００（ｍｍ）としたときでも、初期荷重値を求めることができない場合がないことが分かる。したがって、初期発生最大ピーク荷重を正確に抽出できることになる。
【００４４】
また、構造部材１において、材料スパンＬを５００（ｍｍ）とし、板厚ｔを０．８（ｍｍ）、１．６（ｍｍ）と変化させるとともに、降伏応力σを２７０（Ｍｐａ）、４４０（Ｍｐａ）、５９０（Ｍｐａ）と変化させたときに、実験結果と、ＣＡＥ解析において支点反力により荷重Ｆを求めた場合（支点反力）と、ＣＡＥ解析においてひずみエネルギーＵと変位量Ｓとから上記の式（１）により算出した換算荷重Ｆｅを荷重Ｆとして用いた場合（換算荷重）とについて、荷重Ｆと変位量ＳとのＦＳ特性を図８Ａから図８Ｃに示す。
図８から、実験結果と支点反力と換算荷重とは、初期発生最大ピーク荷重及び変形モードが略同等であることから分かるので、換算荷重Ｆｅから抽出できる初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を構造部材１が圧壊する初期崩壊荷重としても整合性の面では問題がない。
【００４５】
以上のことから、本発明にかかる構造部材の設計方法は、整合性の面で問題がなく、三点曲げ試験の試験結果に基づいて初期発生ピーク荷重Ｆ１を抽出するものと比べて、正確な初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を抽出できることになる。
【００４６】
［全塑性モーメントとの比較］
次に、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を抽出するに当り、全塑性モーメントに基づいて初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を求めてみることについて検討する。
【００４７】
構造部材１において、降伏応力σを５９０（Ｍｐａ）とし、板厚ｔを０．８〜２．３（ｍｍ）に変化させるとともに、上述した換算荷重Ｆｅを用いて抽出した初期発生最大ピーク荷重Ｆ１の変化を材料スパンＬを基準としたものを図９に示す。
図９から、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１は、材料スパンＬを変化させても略一定となっており、初期発生最大ピーク荷重は材料スパンＬの影響を受けないことが分かる。
【００４８】
一方、全塑性モーメントＭｐから以下の式（３）にて荷重Ｆを求めることができる。
Ｆ＝４／Ｌ×Ｍｐ ……（３）
Ｆ：荷重
Ｌ：材料スパン
Ｍｐ：全塑性モーメント
【００４９】
上記式（３）では、荷重Ｆを求めるに当り、材料スパンＬの項が存在するので、全塑性モーメントＭｐに基づいて求めた荷重Ｆから初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を抽出すると、その初期発生最大ピーク荷重Ｆ１は材料スパンＬの影響を受けるものとなる。しかしながら、図９に示すように、ＣＡＥ解析結果からは初期発生最大ピーク荷重Ｆ１が材料スパンＬの影響を受けないことが分かっているので、全塑性モーメントＭｐに基づいて初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を求めると、正確な初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を抽出できないことになる。
【００５０】
また、上記式（３）により全塑性モーメントに基づいて求めた計算荷重を縦軸に取り、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１について、三点曲げ試験の実験結果から抽出した場合と、ＣＡＥ解析により換算荷重Ｆ２を用いて抽出した場合とを図１０に示す。
図１０では、構造部材１において、断面幅ｂを８０（ｍｍ）とし、断面高さｈを７０（ｍｍ）とし、材料スパンＬを５００（ｍｍ）として、降伏応力σを２７０（ＭＰａ）、４４０（ＭＰａ）、５９０（ＭＰａ）と変化させるとともに、板厚ｔを０．８（ｍｍ）、１．６（ｍｍ）と変化させたときの初期発生最大ピーク荷重Ｆ１の変化を示している。
【００５１】
図１０から、全塑性モーメントに基づいて求めた初期発生最大ピーク荷重（図中実線）に対して、実験結果から抽出した初期発生最大ピーク荷重及びＣＡＥ解析により換算荷重Ｆ２を用いて抽出した初期発生最大ピーク荷重の方が低い値となることから分かる。したがって、全塑性モーメントに基づいて初期発生最大ピーク荷重を求めると、実験結果から抽出した初期発生最大ピーク荷重及びＣＡＥ解析により換算荷重Ｆ２を用いて抽出した初期発生最大ピーク荷重よりも高い値となる。図１０では、全塑性モーメントに基づいて求めた初期発生最大ピーク荷重（図中実線）が、実験結果から抽出した初期発生最大ピーク荷重及びＣＡＥ解析により換算荷重Ｆ２を用いて抽出した初期発生最大ピーク荷重（図中点線）よりも、約２倍前後高くなっていることが分かる。したがって、全塑性モーメントに基づいて初期発生最大ピーク荷重を求めると、初期発生最大ピーク荷重を過剰側に求めてしまうことになり、正確な初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を求められないことになる。
【００５２】
以上のことから、全塑性モーメントに基づいて初期発生最大ピーク荷重を求めると、その求めた初期発生最大ピーク荷重は過剰側に求めることになるので、最適な設計を行うことができないことが分かった。
つまり、全塑性モーメントに基づいて求めた初期発生最大ピーク荷重を指標として、構造部材１を設計すると、例えば、降伏応力の高い高強度鋼（ハイテン材）を用いてもその効果がないようなときにも高い高強度鋼（ハイテン材）を用いるように設計してしまう虞があり、コストの低減や軽量化を図ることができないことになる。
【００５３】
［初期発生最大ピーク荷重Ｆ１の算出］
構造部材１において、断面幅ｂ、断面高さｈ、板厚ｔ、及び、降伏応力σが、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１に対してどのように寄与しているのかを検討して、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を何らかの演算式にて算出できないか検討してみる。
このとき、ＣＡＥ解析結果により初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を抽出する場合には、換算荷重Ｆｅから初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を抽出するものとする。
【００５４】
そこで、まず、構造部材１が曲げ崩壊するときのメカニズムについて検討する。
図１１に示すように、構造部材１が「一点折れ」となるときには、構造部材１の中央近傍にて一点折れモードとなることが分かるので、構造部材１の中央近傍における断面変形モードについて検討する。
【００５５】
構造部材１において、断面幅ｂを９０（ｍｍ）、断面高さｈを９０（ｍｍ）、板厚ｔを１．２（ｍｍ）、降伏応力σを５９０（ＭＰａ）としたときに、実際の構造部材１の中央近傍での断面変形を図１２に示す。また、そのときの塑性ひずみ分布を図１３に示す。図１２から、「Ｉ：上辺部」、「ＩＩ：背板部（底辺部）」、「ＩＩＩ：縦壁部」の３つの部位において変形モードが異なることが分かる。そこで、「Ｉ：上辺部」、「ＩＩ：背板部（底辺部）」、「ＩＩＩ：縦壁部」の３つの部位の夫々に分けて検討する。
【００５６】
まず、「Ｉ：上辺部」における変形モードについて検討すると、上辺部全てに対して均等に荷重が負荷される状態ではなく、上辺部の両コーナー部近傍、すなわち稜線近傍に対して大きな荷重が負荷されていると考えられる。その結果、上辺部の中央部は弾性変形により面外変形していることが分かる。このことは、図１３に示すように、上辺部の両コーナー部近傍に塑性ひずみが集中して生じており、上辺部の中央部には塑性ひずみがほとんど生じていないことからも容易に分かる。したがって、「Ｉ：上辺部」における変形モードは、コーナー部で弾塑性変形しており、コーナー部を除く中央部が断面幅方向（図１３中Ｙ方向）へ弾性面外変形しており、コーナー部を除く中央部が部材スパン方向（図１３中Ｘ方向）へ曲げ弾性変形していると推測することができる。
【００５７】
次に、「ＩＩ：背板部（底辺部）」における変形モードについて検討すると、図１２に示すように、断面幅方向（図１３中Ｙ方向）には、ほぼ引っ張り側での変形状態であり、大きな変形モードを示していない。また、図１３から、背板部（底辺部）では塑性ひずみを有していない。したがって、「ＩＩ：背板部（底辺部）」における変形モードは、部材スパン方向（図１３中Ｘ方向）へ平板曲げ弾性変形していると推測することができる。
【００５８】
次に、「ＩＩＩ：縦壁部」における変形モードについて検討すると、縦壁部では、柱の座屈現象に近く、断面高さｈ、板厚ｔ及び降伏応力σの各要因の組み合わせにより変形しているものと考えられる。そこで、縦壁部の座屈が弾性領域に依存するものであるのか又は材料の降伏応力に依存するものであるのかを検討してみる。
【００５９】
以上の如く、「Ｉ：上辺部」、「ＩＩ：背板部（底辺部）」、「ＩＩＩ：縦壁部」の３つの部位の夫々における変形モードについて推測することができるが、ＣＡＥ解析を実施してその解析結果に基づいて各部位の変形モードについてさらに検討する。
【００６０】
まず、「Ｉ：上辺部」及び「ＩＩ：背板部（底辺部）」について検討すると、構造部材１において、降伏応力σを５９０（ＭＰａ）とし、断面高さｈを３０（ｍｍ）、９０（ｍｍ）、１５０（ｍｍ）と変化させ且つ板厚ｔを０．８（ｍｍ）、１．６（ｍｍ）、２．３（ｍｍ）と変化させて、ＣＡＥ解析結果により抽出した初期発生最大ピーク荷重Ｆ１の変化を断面幅ｂを基準としたものを図１４に示す。
図１４から上辺部及び背板部における断面幅ｂを大きくしても、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を上昇させる効果が少ないことが分かる。上述の推測の如く、上辺部ではコーナー部において弾塑性変形しており、上辺部の中央部及び背板部（底辺部）では弾性変形していると推測できることから、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を上昇させる効果への寄与は、上辺部におけるコーナー部での弾塑性変形に依存していると考えられる。したがって、上辺部においてコーナー部を除く中央部及び背板部（底辺部）の断面幅を拡大しても、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を上昇させる効果をほとんど得られないことが分かる。
【００６１】
構造部材１において、図１５に示すように、上辺部においてコーナー部を除く中央部（Ｉ：上辺部）及び背板部（ＩＩ：背板部）について、条件１〜９としたときのＣＡＥ解析結果により初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を抽出する。条件１〜９のうち、条件３を基準の条件としている。そして、基準の条件（条件３）において、板厚ｔを０．８（ｍｍ）、１．６（ｍｍ）と変化させるとともに、降伏応力σを２７０（ＭＰａ）、５９０（ＭＰａ）と変化させたときに、ＣＡＥ解析結果により抽出した初期発生最大ピーク荷重Ｆ１の変化を図１６及び図１７に示す。
図１６及び図１７から、上辺部においてコーナー部を除く中央部（Ｉ：上辺部）及び背板部（ＩＩ：背板部）の何れにおいても、板厚ｔを厚くすることによる初期発生最大ピーク荷重Ｆ１の上昇が見られるものの、板厚ｔを０．８（ｍｍ）及び１．６（ｍｍ）としたときに降伏応力を上昇させることによって初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を上昇させるという効果はないことが分かる。したがって、「Ｉ：上辺部」及び「ＩＩ：背板部（底辺部）」については、上辺部においてコーナー部を除く中央部及び背板部の断面幅及び降伏応力を大きくしても、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を上昇させる効果はないことが分かる。
【００６２】
次に、「ＩＩＩ：縦壁部」について検討すると、構造部材１において、断面幅ｂを９０（ｍｍ）とし、断面高さｈを９０（ｍｍ）とし、板厚ｔを１．２（ｍｍ）とし、降伏応力σを５９０（ＭＰａ）とする上述の条件３から、板厚ｔを０．８（ｍｍ）、１．６（ｍｍ）と変化させるとともに、降伏応力σを２７０（ＭＰａ）、５９０（ＭＰａ）と変化させたときのＣＡＥ解析結果により抽出した初期発生最大ピーク荷重Ｆ１の変化を図１８に示す。なお、図１８において、条件１０は板厚ｔを０．８（ｍｍ）、降伏応力σを２７０（ＭＰａ）とした場合であり、条件１１は板厚ｔを１．６（ｍｍ）、降伏応力σを２７０（ＭＰａ）とした場合、条件１２は板厚ｔを０．８（ｍｍ）、降伏応力σを５９０（Ｍｐａ）とした場合、条件１３は板厚ｔを１．６（ｍｍ）、降伏応力σを５９０（ＭＰａ）とした場合である。
図１８から、図中ａに示すように、板厚ｔが０．８（ｍｍ）で薄い場合には、降伏応力を上昇させることによる初期発生最大ピーク荷重Ｆ１の上昇（図中矢印）が見られるが、図中ｂに示すように、板厚ｔを１．６（ｍｍ）と厚くすると、降伏応力を上昇させることによる初期発生最大ピーク荷重Ｆ１の上昇が見られないことが分かる。したがって、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１に対し、板厚が薄い場合には弾性座屈の領域ではなく、材料の持つ降伏応力に依存するものであり、逆に、板厚を厚くすると、降伏応力の上昇の効果は認められない弾性座屈に依存することが分かった。
【００６３】
構造部材１において、ＣＡＥ解析結果から抽出した初期発生最大ピーク荷重Ｆ１について板厚ｔを基準として整理したもの（５９０ＭＰａ時）を図１９に示し、ＣＡＥ解析結果から抽出した初期発生最大ピーク荷重Ｆ１について降伏応力を基準として整理したものを図２０に示す。
図１９から、板厚ｔが厚くなるほど初期発生最大ピーク荷重Ｆ１が大きくなり、そのばらつきも少ないことが分かる。図２０から、降伏応力σが大きくなるほど初期発生最大ピーク荷重Ｆ１が大きくなり、そのばらつきも少ないことが分かる。
【００６４】
以上の如く、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１に対して、断面幅ｂ、断面高さｈ、板厚ｔ、降伏応力σが寄与しており、そのばらつきも少ないことが分かったので、多変量解析を行うことにより初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を算出する予測式を求めることとする。
つまり、目的関数を、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１とし、説明関数を、断面幅ｔ、断面高さｈ、板厚ｔ、降伏応力σとして統計的手法として重回帰解析を行うことにより、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１、断面幅ｂ、断面高さｈ、板厚ｔ、降伏応力σについての第１関係式を導き出す。
この重回帰解析では、断面幅ｔを３０（ｍｍ）、９０（ｍｍ）、１５０（ｍｍ）、断面高さｈを３０（ｍｍ）、９０（ｍｍ）、１５０（ｍｍ）、板厚ｔを０．８（ｍｍ）、１．２（ｍｍ）、１．６（ｍｍ）、２．０（ｍｍ）、２．３（ｍｍ）、降伏応力σを２７０（ＭＰａ）、４４０（ＭＰａ）、５９０（ＭＰａ）、７８０（ＭＰａ）としたときに、ＣＡＥ解析に基づいて変位量Ｓ及びひずみエネルギーＵを求めて換算荷重Ｆｅを算出して抽出した初期発生最大ピーク荷重Ｆ１のデータを収集し、そのデータ数ｎをｎ＝１８０として重回帰解析を行う。
【００６５】
このようにして導き出した第１関係式が下記の式（２）である。このとき、自由度調整済み寄与率が０．８以上を確保できていることから、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を算出するに当り十分な精度を有するものといえる。そして、下記の式（２）では、Ｘ３≫Ｘ１，Ｘ２，Ｘ４となっていることから、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１に対して、板厚ｔが断面幅ｂ、断面高さｈ及び降伏応力σよりも大きく寄与していることが分かる。
【００６６】
Ｆ１＝ＡｂX1ｈX2ｔX3σX4 ・・・・・（２）
ただし、Ｘ３≫Ｘ１，Ｘ２，Ｘ４
Ｆ１：初期発生最大ピーク荷重
Ａ：定数
ｂ：荷重点近傍における断面幅
ｈ：荷重点近傍における断面高さ
ｔ：荷重点近傍における板厚
σ：荷重点近傍における降伏応力
【００６７】
［構造部材の設計処理の流れ］
上述した処理の流れを図２１を用いて説明する。なお、これらの演算処理機能を有する装置は、コンピュータにかかる処理を行うソフトウエア又はハードウエアあるいはその両方を実装することにより実現することができる。まず、ＣＡＥ解析による特性解析を行うため、対象となる構造部材のモデルを設定する（＃０１）。すなわち、構造部材の材料スパンＬや、断面幅ｂ、断面高さｈ、板厚ｔ、降伏応力σなどを設定し、シミュレーション用のモデルを設定する。そして、このモデルを用いてＣＡＥ解析により、この構造部材に衝撃荷重を与えた場合の荷重点における変位量Ｓ及びひずみエネルギーＵを算出する（＃０２）。 変位量ＳとひずみエネルギーＵが算出されると、上記の式（１）を用いて換算荷重Ｆｅが算出され（＃０３）、この換算荷重Ｆｅから初期発生最大ピーク荷重Ｆ１が抽出される（＃０４）。このようにして、荷重点近傍における、断面幅ｂ、断面高さｈ、板厚ｔ、降伏応力σ、及び、抽出された初期発生最大ピーク荷重Ｆ１のデータのセット（ｂ，ｈ，ｔ，σ，Ｆ１）が得られる。そして、断面幅ｂ、断面高さｈ、板厚ｔ、降伏応力σを変えて、上述した処理を繰り返すことにより、断面幅ｂ、断面高さｈ、板厚ｔ、降伏応力σ、及び、抽出された初期発生最大ピーク荷重Ｆ１のデータのセット（ｂ，ｈ，ｔ，σ，Ｆ１）を複数得ることができる（＃０５）。なお、得られるデータのセット（ｂ，ｈ，ｔ，σ，Ｆ１）の総数ｎが後述する多変量解析の際に関係式が十分精度良く得られる程度の数となるように、設定される断面幅ｂ、断面高さｈ、板厚ｔ、降伏応力σの値のセット（ｂ，ｈ，ｔ，σ）はｎ個設定されている。このようにして算出され、収集されたデータのセット（ｂ，ｈ，ｔ，σ，Ｆ１）を用いて、重回帰分析などの多変量解析を行うことにより、上記の式（２）のような第１関係式が算出される（＃０６）。このようにして算出された第１関係式は、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を算出する予測式となっており、これを用いて、断面幅ｂ、断面高さｈ、板厚ｔ、降伏応力σを適宜変更することにより構造部材を設計することができる（＃０７）。以下では、自動車ボディに適用した場合を例として説明する。
【００６８】
［自動車のボディへの適応］
次に、構造部材１を自動車に適応する場合について検証する。
そして、自動車のボディとして、図２２及び図２３に示すように、構造部材１をバンパー２に適応した場合とサイドメンバーのキック部３に適応した場合とを例示する。なお、図２２Ｂ及び図２３Ｂは、それぞれ図２２Ａ及び図２３ＡにおけるＤ−Ｄ断面である。
【００６９】
まず、荷重点近傍における断面幅ｂ及び断面高さｈを一定とし、板厚ｔも一定（バンパー２に適応する場合には板厚ｔを１．４（ｍｍ）とし、サイドメンバーのキック部３に適応する場合は板厚ｔを２．３（ｍｍ）とする）として、降伏応力σのみを条件Ａ〜Ｅとして全塑性モーメントＭｐを求める。
図２４はバンパー２に適応した場合の全塑性モーメントＭｐを示しており、図２５はサイドメンバーのキック部３に適応した場合の全塑性モーメントＭｐｙ，Ｍｐｚを示している。ここで、全塑性モーメントＭｐｙは、図２３Ｂにおいてｙ方向に沿う軸における全塑性モーメントであり、全塑性モーメントＭｐｚは、図２３Ｂにおいてｚ方向に沿う軸における全塑性モーメントである。
【００７０】
構造部材１をバンパー２に適応した場合に、構造部材１に衝撃荷重を与えたときの構造部材１の変形図を図２６に示す。
図２６から条件Ａ及び条件Ｂとも構造部材１のほぼ中央部（図中点線部）にて一点折れに近い変形モードとなっており、変形モードに大きな差が認められないことが分かる。
【００７１】
構造部材１をサイドメンバーのキック部３に適応した場合に、構造部材１に衝撃荷重を与えたときの車体の各部位（フロアポイント、ステアリングポイント、ダッシュボードのフットポイント、ピラーポイント）における最大変形量を図２７に示す。
図２７から、条件Ｃ〜Ｅにおいて各部位（フロアポイント、ステアリングポイント、ダッシュボードのフットポイント、ピラーポイント）における最大変形量がほとんど同じ値となることが分かる。
【００７２】
以上のことから、条件Ａ〜Ｅにおいて、全塑性モーメントに大きな差があっても、変形モード及び車体の各部位における最大変形量が、ほとんど同じになることが分かるので、全塑性モーメントを指標として構造部材を設計すると、降伏応力の影響を実際のものより過剰側に見積もることになる。したがって、降伏応力の高い高強度鋼（ハイテン材）を用いても、その効果は期待できないにもかかわらず、高強度鋼（ハイテン材）を用いる設計となって、軽量化及びコストの低減を効果的に図ることができない虞があることが分かった。
【００７３】
そこで、本発明にかかる構造部材の設計方法では、全塑性モーメントを指標とするのではなく、上記の式（２）により算出した初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を指標として、その初期発生最大ピーク荷重Ｆ１に基づいて、例えば、初期発生最大荷重ピーク荷重Ｆ１が設定値以上となるように、荷重点近傍における断面幅ｂ、荷重点近傍における断面高さｈ、荷重点近傍における板厚ｔ、及び、荷重点近傍における降伏応力σの少なくとも一つを可変させる状態で構造部材１を設計することにより、最適な設計を行うことができるものとなる。
【００７４】
［上記実施形態に対する別実施形態］
（１）上記実施形態では、構造部材１の弾塑性変形による特性解析をＣＡＥ解析により行い、そのＣＡＥ解析に基づいて変位量Ｓ及びひずみエネルギーＵを求めているが、変位量Ｓ及びひずみエネルギーＵをどのようにして求めるかは適宜変更が可能である。
（２）上記実施形態では、構造部材１として、図１に示したハット形状のものを例示したが、構造部材１の断面形状について中空状であれば、その他各種の形状を適応することができる。
（３）上記実施形態では、統計的手法として重回帰解析を行うことにより、第１関係式を導き出すようにしているが、重回帰解析に限らず、その他の統計的手法により第１関係式を導き出すようにしてもよい。
（４）上記実施形態では、第１関係式（上記の式（２））により算出した初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を指標とし、その初期発生最大ピーク荷重Ｆ１に基づいて構造部材を設計することを述べたが、式（１）により算出された換算荷重Ｆｅから抽出された初期発生ピーク荷重Ｆ１も、構造部材を設計する際の指標として用いることができる。
【００７５】
〔構造部材〕
次に、断面形状が中空状で多角形断面形状であり、長手方向と交差する方向から衝撃荷重を受ける構造部材１について説明する。
図１Ａ及び図２８（図１ＡにおけるＤ−Ｄ断面）に示すように、平板状の鋼製薄板と凸状の鋼製薄板とを連結した、いわゆるハット形状の構造部材１において、構造部材１の長手方向（図１Ａの紙面左右方向）と交差する方向から荷重Ｆ（衝撃荷重）を与えた場合、構造部材１の断面（図２８参照）の各部の材料強度及び板厚ｔ１，ｔ２，ｔ３を変更して、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を求めており、解析結果を以下のように説明する。初期発生最大ピーク荷重Ｆ１は、実際の三点曲げ試験の試験結果と整合を取りながら、図３及び図４に示すようなモデルに基づいて、ＣＡＥ解析によって求めている。
【００７６】
［基本条件］
この構造部材１において、材料スパンＬ（図１Ａ参照）を１０００（ｍｍ）、断面高さｈ１を９０（ｍｍ）、断面幅ｂ１を９０（ｍｍ）、板厚ｔ１，ｔ２，ｔ３を１．２（ｍｍ）とし、降伏応力（引っ張り強さ）σ１（材料強度に相当）を５９０（Ｍｐａ）として、基本条件としている。構造部材１の断面において、上辺部Ａ１（荷重Ｆ（衝撃荷重）が直接に掛かる平板状の部分）、底辺部Ａ３（上辺部Ａ１とは反対側の平板状の部分で、上辺部Ａ１の断面幅よりも少し大きい断面幅を備えている）、縦壁部Ａ２（上辺部Ａ１の端部につながる円弧状の角部、底辺部Ａ３の端部につながる円弧状の角部、前述の２つの角部にわたる平板状の壁部（断面における衝撃荷重の方向に沿った壁部に相当））を設定している。
【００７７】
［解析条件１及び解析結果１］
図２９Ａに示す解析条件１及び図２９Ｂに示す解析結果１では、構造部材１の上辺部Ａ１の初期発生最大ピーク荷重Ｆ１への影響を解析している。
図２９Ａに示すケースＢ０のように、構造部材１の上辺部Ａ１、縦壁部Ａ２及び底辺部Ａ３を上記基本条件とした場合、図２９Ｂに示すケースＢ０のように、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１は１７．２（ｋＮ）と言う値が得られた。
【００７８】
ケースＢ０に対して、図２９Ａに示す解析条件１のケースＢ１，Ｂ２，Ｂ３，Ｂ４のように、構造部材１の上辺部Ａ１の降伏応力（引っ張り強さ）σ１を２７０（Ｍｐａ）及び５９０（Ｍｐａ）に設定し、構造部材１の上辺部Ａ１の板厚ｔ１を０．８（ｍｍ）及び１．６（ｍｍ）に設定した場合（構造部材１の縦壁部Ａ２及び底辺部Ａ３は上記基本条件と同じ）、図２９Ｂに示す解析結果１のケースＢ１〜Ｂ４のように、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１は１６．２（ｋＮ）、１７．８（ｋＮ）、１６．３（ｋＮ）、１７．８（ｋＮ）と言う値が得られた。
【００７９】
図２９Ｂに示すように、ケースＢ０と解析結果１のケースＢ１〜Ｂ４とを比較すると、構造部材１の上辺部Ａ１の板厚ｔ１を変更すれば、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１に若干の増減はあるが、構造部材１の上辺部Ａ１の降伏応力（引っ張り強さ）σ１を変更しても、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１にあまり変化が無いと言う結果が得られた。
【００８０】
これにより、構造部材１の上辺部Ａ１は、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１にあまり影響を与えていないことが理解できる。
これについて言い換えると図２８に示すような構造部材１において、構造部材１の上辺部Ａ１の降伏応力（引っ張り強さ）σ１や板厚ｔ１を大きくしても、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を大きくすることはできないと言うことができる。逆の見方をすると図２８に示すような構造部材１において、構造部材１の上辺部Ａ１の降伏応力σ１や板厚ｔ１を小さくしても、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１が小さくなることはないので、構造部材１の上辺部Ａ１の降伏応力（引っ張り強さ）σ１や板厚ｔ１を小さくしても、構造部材１の全体の剛性を確保することが可能であると言うことができる。
【００８１】
［解析条件２及び解析結果２］
図３０Ａに示す解析条件２及び図３０Ｂに示す解析結果２では、構造部材１の縦壁部Ａ２の初期発生最大ピーク荷重Ｆ１への影響を解析している。
図２９に示すケースＢ０及び解析条件１のケースＢ１〜Ｂ４に対して、図３０に示す解析条件２のケースＢ５，Ｂ６，Ｂ７，Ｂ８のように、構造部材１の縦壁部Ａ２の降伏応力（引っ張り強さ）σ１を２７０（Ｍｐａ）及び５９０（Ｍｐａ）に設定し、構造部材１の縦壁部Ａ２の板厚ｔ２を０．８（ｍｍ）及び１．６（ｍｍ）に設定した場合に（構造部材１の上辺部Ａ１及び底辺部Ａ３は上記基本条件と同じ）、図３０Ｂに示す解析結果２のケースＢ５，Ｂ７において、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１は１２．０（ｋＮ）、１３．４（ｋＮ）と言う値が得られた。図３０Ｂに示す解析結果２のケースＢ６，Ｂ８において、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１は１８．８（ｋＮ）、１８．８（ｋＮ）と言う値が得られた。
【００８２】
図３０Ｂに示すように、ケースＢ０と解析結果２のケースＢ６，Ｂ８とを比較すると、構造部材１の縦壁部Ａ２の板厚ｔ２を大きくすれば、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１が少し大きくなると言う結果が得られた。ケースＢ０と解析結果２のケースＢ５，Ｂ７とを比較すると、構造部材１の縦壁部Ａ２の板厚ｔ２を小さくすれば、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１が小さくなると言う結果が得られており、構造部材１の縦壁部Ａ２の板厚ｔ２を小さくした状態で、構造部材１の縦壁部Ａ２の降伏応力（引っ張り強さ）σ１を大きくすると、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１が大きくなると言う結果が得られた。
【００８３】
これにより、構造部材１の縦壁部Ａ２は、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１に大きな影響を与えていることが理解できる。
これについて言い換えると図２８に示すような構造部材１において、構造部材１の縦壁部Ａ２の降伏応力（引っ張り強さ）σ１や板厚ｔ２を大きくすれば、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を大きくすることができる言うことができ、構造部材１の全体の剛性を大きくすることができると言うことができる。
【００８４】
［解析条件３及び解析結果３］
図３１Ａに示す解析条件３及び図３１Ｂに示す解析結果３では、構造部材１の底辺部Ａ３の初期発生最大ピーク荷重Ｆ１への影響を解析している。
図２９及び図３０に示すケースＢ０及び解析条件１のケースＢ１〜Ｂ４、解析条件２のケースＢ５〜Ｂ８に対して、図３１Ａに示す解析条件３のケースＢ９，Ｂ１０，Ｂ１１，Ｂ１２のように、構造部材１の底辺部Ａ３の降伏応力（引っ張り強さ）σ１を２７０（Ｍｐａ）及び５９０（Ｍｐａ）に設定し、構造部材１の底辺部Ａ３の板厚ｔ３を０．８（ｍｍ）及び１．６（ｍｍ）に設定した場合（構造部材１の上辺部Ａ１及び縦壁部Ａ２は上記基本条件と同じ）、図３１Ｂに示す解析結果３のケースＢ９〜Ｂ１２のように、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１は１６．５（ｋＮ）、１７．８（ｋＮ）、１６．５（ｋＮ）、１７．８（ｋＮ）と言う値が得られた。
【００８５】
図３１Ｂに示すように、ケースＢ０と解析結果２のケースＢ９〜Ｂ１２とを比較すると、構造部材１の底辺部Ａ３の板厚ｔ３を変更すれば、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１に若干の増減はあるが、構造部材１の底辺部Ａ３の降伏応力（引っ張り強さ）σ１を変更しても、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１にあまり変化が無いと言う結果が得られた。
【００８６】
これにより、構造部材１の底辺部Ａ３は、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１にあまり影響を与えていないことが理解できる。
これについて言い換えると図２８に示すような構造部材１において、構造部材１の底辺部Ａ３の降伏応力（引っ張り強さ）σ１や板厚ｔ３を大きくしても、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１を大きくすることはできないと言うことができる。逆の見方をすると図２８に示すような構造部材１において、構造部材１の底辺部Ａ３の降伏応力（引っ張り強さ）σ１や板厚ｔ３を小さくしても、初期発生最大ピーク荷重Ｆ１が小さくなることはないので、構造部材１の底辺部Ａ３の降伏応力（引っ張り強さ）σ１や板厚ｔ３を小さくしても、構造部材１の全体の剛性を確保することが可能であると言うことができる。
【００８７】
以上のような解析条件１，２，３及び解析結果１，２，３において、材料強度として降伏応力（引っ張り強さ）σ１を変更するのではなく、構造部材１の上辺部Ａ１、縦壁部Ａ２及び底辺部Ａ３において、結晶量微細化による強度向上、焼き入れ等の熱処理による強度向上、金属組織調質（化学成分の最適化（合金の添加等））による強度向上、表面改質及び硬化処理（浸炭及び窒化等）による強度向上、転位密度を高くすることによる強度向上を施してもよい。
【産業上の利用可能性】
【００８８】
本発明にかかる構造部材の設計方法及び構造部材は、例えば、自動車のバンパーやフロントサイドメンバのキック部等を始めとした自動車の部品等に適用可能である。
【図面の簡単な説明】
【００８９】
【図１Ａ】構造部材を示す図
【図１Ｂ】図１Ａの構造部材のＤ−Ｄ断面図
【図２】荷重Ｆと変位量ＳとのＦＳ特性を示すグラフ
【図３】ＣＡＥ解析のモデルを示す図
【図４】構造部材の変形形態を示す図
【図５Ａ】荷重Ｆと変位量ＳとのＦＳ特性を示すグラフ
【図５Ｂ】荷重Ｆと変位量ＳとのＦＳ特性を示すグラフ
【図５Ｃ】荷重Ｆと変位量ＳとのＦＳ特性を示すグラフ
【図６】荷重Ｆと変位量ＳとのＦＳ特性を示すグラフ
【図７】荷重Ｆと変位量ＳとのＦＳ特性を示すグラフ
【図８Ａ】荷重Ｆと変位量ＳとのＦＳ特性を示すグラフ
【図８Ｂ】荷重Ｆと変位量ＳとのＦＳ特性を示すグラフ
【図８Ｃ】荷重Ｆと変位量ＳとのＦＳ特性を示すグラフ
【図９】荷重Ｆと材料スパンＬとの関係を示すグラフ
【図１０】計算荷重と荷重との関係を示すグラフ
【図１１】構造部材の変形形態を示す図
【図１２】構造部材の中央部分における変形形態を示す図
【図１３】塑性ひずみ分布を示す図
【図１４】荷重Ｆと断面幅ｂとの関係を示すグラフ
【図１５】条件１〜９における条件を示す表
【図１６】荷重Ｆと板厚ｔとの関係を示すグラフ
【図１７】荷重Ｆと板厚ｔとの関係を示すグラフ
【図１８】荷重Ｆと板厚ｔとの関係を示すグラフ
【図１９】荷重Ｆと板厚ｔとの関係を示すグラフ
【図２０】荷重Ｆと降伏応力σとの関係を示すグラフ
【図２１】構造部材の設計処理のフローチャート
【図２２Ａ】構造部材をバンパーに適応した場合を示す図
【図２２Ｂ】図２２ＡのバンパーのＤ−Ｄ断面図
【図２３Ａ】構造部材をサイドメンバーのキック部に適応した場合を示す図
【図２３Ｂ】図２３Ａのサイドメンバーのキック部のＤ−Ｄ断面図
【図２４】条件Ａ及び条件Ｂにおける全塑性モーメントを示すグラフ
【図２５】条件Ｃ〜Ｅにおける全塑性モーメントを示すグラフ
【図２６】条件Ａ及び条件Ｂにおける構造部材の変形形態を示す図
【図２７】条件Ｃ〜Ｅにおける各部位の最大変形量を示すグラフ
【図２８】構造部材の断面及び基本条件を示す図
【図２９Ａ】解析条件１を示す図
【図２９Ｂ】解析結果１を示す図
【図３０Ａ】解析条件２を示す図
【図３０Ｂ】解析結果２を示す図
【図３１Ａ】解析条件３を示す図
【図３１Ｂ】解析結果３を示す図
【符号の説明】
【００９０】
１ 構造部材
ｔ１，ｔ２，ｔ３ 板厚
σ１ 材料強度（降伏応力）【Technical field】
[0001]
The present invention relates to a structural member design method and a structural member for designing a structural member having a hollow cross-sectional shape.
[Background]
[0002]
For example, as shown in FIG. 1B, the structural member as described above has a cross-sectional shape formed in a hat shape, and is used for a body of an automobile such as a bumper of an automobile or a kick portion of a front side member. Yes. In recent years, there has been a demand for weight reduction of automobiles in order to improve the fuel efficiency of automobiles, and on the other hand, in order to improve the safety performance of automobiles, structural members can effectively absorb the impact at the time of collision. There is a need, and structural members must be designed to meet these requirements.
[0003]
As a conventional structural member design method, a three-point bending test in which a weight is dropped on the central part of the structural member with both ends of the structural member supported from below is performed. Some structural members are designed such that the load on the structural member is obtained from the fulcrum reaction force that supports the member, and the energy for absorbing the impact is increased from the change in the load with respect to the displacement of the load point (for example, Patent Document 1). reference).
Another conventional structural member design method is to design a structural member such that the total plastic moment when the structural member is crushed by a bending force is greater than a set value (see, for example, Patent Document 2). ).
[0004]
The structural member having a hollow cross-sectional shape is not limited to a cross-sectional shape that is formed in a hat shape, for example, as shown in FIG. 1B, but also has a cross-sectional shape that is a polygonal cross-sectional shape. In many cases, an impact load is received from a direction crossing the direction (a state where the structural member is bent) (see FIG. 2 of Patent Document 2). In this case, since the structural member is formed from the same plate material, the material strength (yield stress (tensile strength)) and plate thickness of the structural member are the same in any part of the cross section of the structural member.
[Patent Document 1]
Japanese Patent Laid-Open No. 6-127428
Patent Document 2: Japanese Patent Laid-Open No. 8-244650
Disclosure of the invention
Problems to be solved by the invention
[0005]
In the conventional structural member design method, the structural member is designed by determining the shape and material characteristics of the structural member using the experimental results in the three-point bending test and the total plastic moment as an index. When used for the body, the verification of whether or not the above requirements are sufficiently satisfied has not been sufficiently performed by using the experimental results in the three-point bending test and the total plastic moment as an index. Therefore, there is a possibility that the optimum design cannot be performed by the conventional structural member design method.
[0006]
In a structural member with a hollow cross-section and a polygonal cross-section, when receiving an impact load from a direction intersecting the longitudinal direction of the structural member (a state in which the structural member is bent), the bending is uniform in any part of the structural member Is not considered to have occurred. Accordingly, it is not appropriate for the overall rigidity of the structural member to set the material strength (yield stress (tensile strength)) and plate thickness of the structural member to be the same in any part of the cross section of the structural member. Conceivable.
[0007]
The present invention has been made paying attention to such a point, and an object of the present invention is to provide a structural member design method that can easily and optimally design a structural member used in a body of an automobile. In the case of a structural member with a hollow cross-sectional shape and a polygonal cross-sectional shape, when receiving an impact load from a direction intersecting the longitudinal direction of the structural member (a state in which the structural member is bent), the entire structural member In terms of rigidity, it is to provide a component member in which appropriate material strength and plate thickness are set in each part of the cross section of the structural member.
Means for solving the problem
[0008]
The feature of the structural member design method according to the present invention is as follows.
A structural member design method for designing a structural member having a hollow cross-sectional shape,
Applying an impact load to the structural member The Determining the displacement amount S at the load point and the strain energy U accumulated by the elastic-plastic deformation of the structural member,
Using the displacement amount S and the strain energy U, the converted load Fe is calculated from the following equation (1):
Fe = ΔU / Δx (1)
ΔU: Strain energy amount accumulated when the displacement amount S is changed by the unit change amount
Δx: Unit variation of displacement S
Extracting the initial maximum peak load from the change in the displacement amount S of the converted load Fe,
Based on the initial generated maximum peak load, a cross-sectional width of the structural member in the vicinity of the load point, a cross-sectional height in the vicinity of the load point, a plate thickness in the vicinity of the load point, and a yield stress in the vicinity of the load point are set. In the point.
[0009]
According to this configuration, when an impact load is applied to the structural member, once the bending collapse starts, the plastic deformation mode becomes a mode close to “single-point break” due to the concentration of plastic strain, and then the load applied to the structural member. Decreases and almost no energy is absorbed. Therefore, by paying attention to the initially generated maximum peak load when “one-point breakage” occurs, the structural member is designed based on the initially generated maximum peak load, so that the above-described requirements can be satisfied.
Then, when extracting the initially generated maximum peak load, the converted load Fe is calculated from the above equation (1) using the displacement amount S and the strain energy U, and the initial value is calculated from the change of the converted load Fe with respect to the displacement amount S. The maximum generated peak load is extracted. For example, compared to the case where the load is obtained from the fulcrum reaction force in the experimental result of the three-point bending test and the initial maximum peak load is extracted from the change with respect to the displacement amount S of the load. Thus, it was found that the initially generated maximum peak load occurs at substantially the same displacement amount S. Therefore, the initial maximum peak load can be extracted accurately and easily.
From the above, it is possible to provide a structural member design method capable of simply and optimally designing a structural member by designing the structural member based on the initial maximum peak load that is accurately and easily extracted. It came to.
[0010]
The feature of the structural member design method according to the present invention is as follows.
A structural member design method for designing a structural member having a hollow cross-sectional shape by a computer,
Accepting inputs of a plurality of combinations in which at least one of the cross-sectional width, cross-sectional height, thickness, and yield stress of the structural member is changed, and setting a plurality of models of the structural member,
For each model of the structural member, by CAE analysis, the displacement amount S at the load point when an impact load is applied and the strain energy U accumulated by elastoplastic deformation are calculated,
Using the displacement amount S and the strain energy U, the converted load Fe is calculated from the following equation (1):
Fe = ΔU / Δx (1)
ΔU: Strain energy amount accumulated when the displacement amount S is changed by the unit change amount
Δx: Unit variation of displacement S
Extracting the initially generated maximum peak load from the change in the displacement amount S of the calculated converted load Fe,
For each model of the structural member, the cross-sectional width in the vicinity of the load point, the cross-sectional height in the vicinity of the load point, the plate thickness in the vicinity of the load point, the yield stress in the vicinity of the load point, and the initial maximum peak load generated Accumulates a set of data that has
Using the accumulated set of data, the cross-sectional width near the load point, the cross-sectional height near the load point, the plate thickness near the load point, the yield stress near the load point, and the initial maximum generated Deriving the first relational expression of peak load,
Accepts input of a cross-sectional width in the vicinity of the load point, a cross-sectional height in the vicinity of the load point, a plate thickness in the vicinity of the load point, and a yield stress value in the vicinity of the load point, and the initial value based on the first relational expression Calculate the maximum peak load generated,
Based on the calculated initial maximum peak load, the cross-sectional width of the input structural member near the load point, the cross-sectional height near the load point, the plate thickness near the load point, and the yield stress near the load point The structural member is designed by changing at least one of the values.
[0011]
According to this configuration, the displacement amount S and the strain energy U are not obtained by actual experiments, but the displacement amount S and the strain energy U are obtained based on CAE analysis by a computer, so that variations due to experimental conditions and the like are not considered. In addition, the displacement amount S and the strain energy U can be determined accurately and easily. Therefore, the converted load Fe can be obtained accurately and easily.
Since the initially generated maximum peak load can be calculated from the derived first relational expression, the initial generated maximum peak load can be easily and quantitatively calculated only by using the first relational expression. Therefore, the structural member can be easily designed, and the design can be simplified. Incidentally, the vicinity of the load point is a portion where the structural member bends and collapses, and the cross-sectional width and cross-sectional height near the load point are the cross-sectional width and cross-sectional height of the portion where the structural member bends and collapses.
Based on the initially generated maximum peak load calculated from the first relational expression, for example, the cross-sectional width in the vicinity of the load point, the cross-sectional height in the vicinity of the load point, and the load point so that the initial generated maximum peak load is equal to or greater than the set value. By designing the structural member by changing at least one of the thickness in the vicinity and the yield stress in the vicinity of the load point, it is possible to perform an optimum design that satisfies the above-described requirements. In particular, as described above, in order to increase the initially generated maximum peak load F1, the contribution of the plate thickness in the vicinity of the load point is large. Therefore, if the plate thickness in the vicinity of the load point is increased, the yield stress is increased. Structural members can also be designed without using high-strength steel (high-tensile material), and an optimum design that effectively realizes weight reduction and cost reduction can be performed.
[0012]
[0013]
[0014]
In a preferred embodiment of a structural member design method for designing a structural member having a hollow cross-sectional shape according to the present invention, the first relational expression is the following expression (2).
F1 = Ab X1 h X2 t X3 σ X4 (2)
However, X3 >> X1, X2, X4
F1: Initial maximum peak load
A: Constant
b: Section width near the load point
h: Section height near the load point
t: Thickness near the load point
σ: Yield stress near the load point
[0015]
According to this configuration, in the above equation (2), the cross-sectional width b near the load point, the cross-sectional height h near the load point, the plate thickness t near the load point, and the yield stress σ near the load point are input. The initial maximum peak load F1 can be calculated simply by Therefore, the initially generated maximum peak load can be easily and quantitatively calculated, the structural member can be easily designed, and the design can be simplified.
In the above formula (2), X3 >> X1, X2, and X4. Therefore, it can be seen that the contribution of the plate thickness in the vicinity of the load point is large in order to increase the initial maximum peak load F1. Therefore, for example, by increasing the plate thickness in the vicinity of the load point, it is possible to design a structural member without using high-strength steel (high-tensile material) with high yield stress, effectively reducing weight and reducing costs. The optimum design to be realized can be performed.
[0016]
[0017]
[0018]
In addition to the structural member design method described above, structural members are also the subject of the present invention.
That is, the characteristics of the structural member according to the present invention are as follows:
Designed by the structural member design method described above, the cross-sectional shape is a hollow and polygonal cross-sectional shape, and is a structural member that receives an impact load from a direction intersecting the longitudinal direction,
The material strength of the corners in the cross section is set to be higher than the material strength of the portions other than the corners in the cross section.
[0019]
The structural member according to the present invention is characterized by a structural member that is designed by the structural member design method described above, has a hollow cross-sectional shape and a polygonal cross-sectional shape, and receives an impact load from a direction intersecting the longitudinal direction. The thickness of the corner in the cross section is set to be larger than the thickness of the portion other than the corner in the cross section.
[0020]
The structural member according to the present invention is characterized by a structural member that is designed by the structural member design method described above, has a hollow cross-sectional shape and a polygonal cross-sectional shape, and receives an impact load from a direction intersecting the longitudinal direction. The material strength of the wall portion along the direction of the impact load in the cross section is set to be larger than the material strength of the portion other than the wall portion along the direction of the impact load in the cross section.
[0021]
The structural member according to the present invention is characterized by a structural member that is designed by the structural member design method described above, has a hollow cross-sectional shape and a polygonal cross-sectional shape, and receives an impact load from a direction intersecting the longitudinal direction. The thickness of the wall portion along the direction of the impact load in the cross section is set to be larger than the thickness of the portion other than the wall portion along the direction of the impact load in the cross section.
[0022]
In a structural member having a hollow cross-sectional shape and a polygonal cross-sectional shape (for example, see FIG. 28), an analysis (experiment) for applying an impact load (for example, see FIG. 1A) from a direction intersecting the longitudinal direction was performed. When the material strength (yield stress (tensile strength) and the like) and the plate thickness are set to be the same in any part of the cross section of the structural member (see, for example, case B0 in FIG. 29A), the overall rigidity of the structural member is, for example, The result as in case B0 of FIG. 29B was obtained.
[0023]
In the above-described analysis (experiment), the material strength and thickness of the portion other than the wall portion along the direction of the impact load in the cross section and the cross section of the structural member (for example, the A1 portion and the A3 portion in FIG. 28) (For example, case B1 in FIG. 29A, case B9-B12 in FIG. 29A), for example, case B1 in FIG. 29B. Results as shown in -B4 and cases B9-B12 in FIG. 31B were obtained.
As a result, the corners in the cross section of the structural member and the portions other than the walls along the direction of the impact load in the cross section (for example, the portion A1 and the portion A3 in FIG. 28) do not significantly affect the overall rigidity of the structural member. I can understand that I have not given it.
[0024]
In other words, even if the material strength and the plate thickness of the corner portion in the cross section of the structural member and the portion other than the wall portion along the direction of the impact load in the cross section (for example, the A1 portion and the A3 portion in FIG. 28) are increased, It can be said that the overall rigidity of the structural member cannot be increased. In other words, even if the material strength and plate thickness of the corners in the cross section of the structural member and the portions other than the walls along the direction of the impact load in the cross section (for example, the A1 portion and the A3 portion in FIG. 28) are reduced. Since the overall rigidity of the structural member does not decrease, the material of the corner portion in the cross section of the structural member and the portion other than the wall portion along the direction of the impact load in the cross section (for example, the A1 portion and the A3 portion in FIG. 28) It can be said that the rigidity of the entire structural member can be ensured even if the strength and the plate thickness are reduced.
[0025]
Next, in the above-described analysis (experiment), the material strength and thickness of the wall portion (for example, A2 portion in FIG. 28) along the direction of the impact load in the cross section or cross section of the structural member are compared with other portions. (For example, refer to cases B5 to B8 in FIG. 30A), for example, results as shown in cases B5 to B8 in FIG. 30B (for example, cases A1 and A3 in FIG. 28). was gotten.
As a result, the corner portion in the cross section of the structural member and the wall portion along the direction of the impact load in the cross section (for example, the portion A2 in FIG. 28) have a great influence on the overall rigidity of the structural member. Understandable. In other words, if the material strength and plate thickness of the wall portion along the direction of the impact load in the cross section of the structural member or the cross section of the structural member (for example, the portion A2 in FIG. 28) are increased, the entire structural member It can be said that the rigidity of can be increased.
[0026]
As a result of the analysis (experiment) as described above, the material strength of the wall portion along the direction of the impact load in the cross section and the cross section of the structural member is made to be higher than the material strength of other portions as in the configuration described above. By setting it to be large, the overall rigidity of the structural member can be increased.
In other words, according to this configuration, the material strength and thickness are reduced over the entire cross-section of the structural member from the current state of the structural member, thereby reducing the weight and cost of the structural member. In such a case, the material strength of the portion having a large influence on the overall rigidity of the structural member is set to be large, such as a corner portion in the cross section of the structural member or a wall portion along the direction of the impact load in the cross section. Accordingly, the overall rigidity of the structural member can be ensured while maintaining the weight and cost of the structural member.
[0027]
Further, as a result of the analysis (experiment) as described above, as in the above-described configuration, the thickness of the wall portion along the direction of the impact load in the cross section or the cross section of the structural member is changed to the thickness of the other portion. By setting it to be larger than that, the overall rigidity of the structural member can be increased.
In other words, according to this configuration, the overall rigidity of the structural member is greatly affected, such as a corner portion in the cross section of the structural member or a portion other than the wall portion along the direction of the impact load in the cross section. By setting the thickness of the unexposed portion to be smaller than the current state of the structural member, it is possible to reduce the weight and cost of the structural member while ensuring the overall rigidity of the structural member.
BEST MODE FOR CARRYING OUT THE INVENTION
[0028]
[Structural member design method]
A method for designing a structural member according to the present invention will be described with reference to the drawings.
As the
1B is a cross-sectional view taken along the line DD in FIG. 1A. In the
[0029]
FIG. 2 shows FS characteristics of the load F and the displacement amount S at the load point when the load F is applied to the
[0030]
In the structural member design method according to the present invention, the displacement amount S at the load point when an impact load is applied to the
Fe = ΔU / Δx (1)
ΔU: Strain energy amount accumulated when the displacement amount S is changed by the unit change amount
Δx: Unit variation of displacement S
[0031]
When an impact load is applied to the
Regarding the extraction of the initial generated maximum peak load F1, the converted load Fe is used as the load F, and the initial generated maximum peak load F1 is extracted from the change with respect to the displacement amount S of the converted load Fe as shown in FIG.
Moreover, about the displacement amount S and the strain energy U, the characteristic analysis by the elastic-plastic deformation of the
[0032]
In this way, the initial generated maximum peak load F1 is extracted from the converted load Fe. The initial generated maximum peak load F1 extracted from the converted load Fe, the cross-sectional width b near the load point, and the cross-section near the load point. From the height h, the plate thickness t in the vicinity of the load point, and the yield stress σ in the vicinity of the load point, the initial maximum peak load F1, the cross-section width b, the cross-section height h, the plate thickness t, and the yield stress σ are obtained by statistical methods. A first relational expression is derived for, and an initial generated maximum peak load F1 is calculated from the first relational expression. Incidentally, the vicinity of the load point is a portion where the structural member bends and collapses, and the cross-sectional width and cross-sectional height near the load point are the cross-sectional width and cross-sectional height of the portion where the structural member bends and collapses.
[0033]
That is, the first relational expression derived by the statistical method is the following expression (2) showing the relation with respect to the initially generated maximum peak load F1, the section width b, the section height h, the sheet thickness t, and the yield stress σ.
F1 = Ab X1 h X2 t X3 σ X4 (2)
However, X3 >> X1, X2, X4
In this equation (2), the initial maximum peak load generated using as input values the section width b near the load point, the section height h near the load point, the plate thickness t near the load point, and the yield stress σ near the load point. F1 is calculated.
Based on the calculated initial maximum peak load F1, for example, the cross-sectional width b near the load point, the cross-sectional height h near the load point, and the load so that the initial maximum peak load F1 is equal to or greater than a set value. The
[0034]
Hereinafter, the structural member design method according to the present invention will be verified in comparison with the conventional structural member design method using the test result of the three-point bending test and the total plastic moment as an index.
[0035]
[Comparison with three-point bending test]
First, in extracting the initially generated maximum peak load F1, it will be considered to extract from the change of the load F with respect to the displacement amount S obtained by performing a three-point bending test.
In the three-point bending test, using a high-speed drop weight impact test apparatus, as shown in FIG. 1A, both ends of the
[0036]
In this way, the three-point bending test is performed, the load F is obtained from the fulcrum reaction force based on the detection information of the load cell, and the displacement amount S of the load point is obtained based on the detection information of the laser displacement meter. The FS characteristic of the load F and the displacement amount S as shown in FIG.
However, since it is difficult to repeat the three-point bending test under the same experimental conditions, the obtained load F and displacement amount S vary greatly, and the accurate load F and displacement amount S cannot be obtained. There is a possibility that the initial generated maximum peak load F1 cannot be extracted.
[0037]
Therefore, instead of the load F and the displacement amount S obtained by actually conducting the three-point bending test, a characteristic analysis by elastic-plastic deformation of the
The CAE analysis is a characteristic analysis by elastic-plastic deformation of the
[0038]
FIG. 4 shows a comparison of the deformation mode at the time of collision between the experimental result and the CAE analysis result when the yield stress σ is 590 (Mpa) and the plate thickness t is 1.6 (mm) in the
From FIG. 4, it can be seen that the deformation mode forms at the time of 5 msec and at the time of the final deformation are consistent between the experimental result and the CAE analysis result.
[0039]
In the
From FIG. 5, although the experiment result and the CAE analysis result show a slight variation in the initially generated maximum peak load, the variation tendency of the initially generated maximum peak load when the thickness t is changed and the FS of the average load thereafter. It can be seen that the characteristics are substantially equivalent. Incidentally, the variation in the initially generated maximum peak load is considered to be due to variations in experimental conditions, materials, member processing, member welding, etc., and is not considered to be influenced by the plate thickness t or the yield stress σ.
[0040]
Therefore, as shown in FIG. 4 and FIG. 5, when the experimental result and the CAE analysis result are compared, the deformation mode form on the time axis, and the material (yield stress) and plate thickness of the structural member are changed. Since it was found that the FS characteristics are substantially equivalent, the load F and displacement S obtained based on the CAE analysis are used instead of the load F and displacement S obtained by actually conducting the three-point bending test. It can be said that it can be used.
[0041]
In the
From FIG. 6, it can be seen that as the material span L becomes longer, the generation timing of the initial maximum peak load is delayed as the material span L becomes longer, and the generation timing of the initial maximum generation peak load varies depending on the material span L. . It can also be seen that the initial load value may not be obtained when the material span L is set to 500 (mm) or 1000 (mm).
As described above, since the initial generation maximum peak load varies and the initial load value may not be obtained, the initial generation maximum peak load F1 is calculated from the load F and the displacement amount S in the three-point bending test. There is a possibility that it cannot be extracted accurately.
Incidentally, since the contact between the fulcrum supporting the
[0042]
Therefore, the structural member design method according to the present invention is based on CAE analysis of the displacement amount S at the load point when an impact load is applied to the
Fe = ΔU / Δx (1)
ΔU: Strain energy amount accumulated when the displacement amount S is changed by the unit change amount
Δx: Unit variation of displacement S
[0043]
Using the converted load Fe calculated by the above formula (1) from the strain energy U obtained based on the CAE analysis and the displacement amount S at the load point as the load F, the sectional width b of the
From FIG. 7, it can be seen that the initial maximum generated peak load can be read in substantially the same time zone without being affected by changing the material span L, as shown in FIG. It can also be seen that the initial load value cannot be obtained even when the material span L is set to 500 (mm) or 1000 (mm). Therefore, the initial generated maximum peak load can be accurately extracted.
[0044]
In the
From FIG. 8, the experimental result, the fulcrum reaction force, and the converted load can be understood from the fact that the initially generated maximum peak load and the deformation mode are substantially equal. Therefore, the initial generated maximum peak load F1 that can be extracted from the converted load Fe is the
[0045]
From the above, the structural member design method according to the present invention has no problem in terms of consistency, and is more accurate than the method of extracting the initial peak load F1 based on the test result of the three-point bending test. The initial maximum peak load F1 can be extracted.
[0046]
[Comparison with total plastic moment]
Next, in extracting the initial generated maximum peak load F1, it will be considered to obtain the initial generated maximum peak load F1 based on the total plastic moment.
[0047]
In the
From FIG. 9, it can be seen that the initially generated maximum peak load F1 is substantially constant even when the material span L is changed, and the initially generated maximum peak load is not affected by the material span L.
[0048]
On the other hand, the load F can be obtained from the total plastic moment Mp by the following equation (3).
F = 4 / L × Mp (3)
F: Load
L: Material span
Mp: Total plastic moment
[0049]
In the above formula (3), since the term of the material span L exists when the load F is obtained, if the initially generated maximum peak load F1 is extracted from the load F obtained based on the total plastic moment Mp, the initial generated maximum The peak load F1 is affected by the material span L. However, as shown in FIG. 9, since it is known from the CAE analysis results that the initial generated maximum peak load F1 is not affected by the material span L, the initial generated maximum peak load F1 is calculated based on the total plastic moment Mp. If it calculates | requires, the exact initial generation | occurrence | production maximum peak load F1 cannot be extracted.
[0050]
Also, the calculated load obtained based on the total plastic moment by the above formula (3) is taken on the vertical axis, and the initial generated maximum peak load F1 is extracted from the experimental results of the three-point bending test, and the converted load by CAE analysis. FIG. 10 shows a case where extraction is performed using F2.
In FIG. 10, in the
[0051]
From FIG. 10, the initial generation maximum peak load (solid line in the figure) obtained based on the total plastic moment is extracted using the initial generation maximum peak load extracted from the experimental results and the converted load F2 by CAE analysis. It can be seen from the fact that the maximum peak load is lower. Therefore, when the initial generated maximum peak load is obtained based on the total plastic moment, the initial generated maximum peak load extracted from the experimental results and the initial generated maximum peak load extracted using the converted load F2 by CAE analysis are higher. . In FIG. 10, the initially generated maximum peak load (solid line in the figure) determined based on the total plastic moment is the initially generated maximum peak load extracted from the experimental results and the initially generated maximum peak extracted using the converted load F2 by CAE analysis. It can be seen that it is about twice as high as the load (dotted line in the figure). Therefore, when the initial generated maximum peak load is obtained based on the total plastic moment, the initial generated maximum peak load is obtained on the excess side, and the accurate initial generated maximum peak load F1 cannot be obtained.
[0052]
From the above, it was found that when the initially generated maximum peak load was determined based on the total plastic moment, the determined initial generated maximum peak load would be determined on the excess side, so that an optimal design could not be performed. .
That is, when the
[0053]
[Calculation of initial generated maximum peak load F1]
In the
At this time, when the initial generated maximum peak load F1 is extracted from the CAE analysis result, the initial generated maximum peak load F1 is extracted from the converted load Fe.
[0054]
Therefore, first, a mechanism when the
As shown in FIG. 11, when the
[0055]
In the
[0056]
First, considering the deformation mode in “I: upper side”, the load is not uniformly applied to all the upper sides, but a large load is applied to the vicinity of both corners of the upper side, that is, the vicinity of the ridgeline. It is thought that. As a result, it can be seen that the central portion of the upper side portion is deformed out of plane by elastic deformation. As shown in FIG. 13, this is easily understood from the fact that plastic strain is concentrated in the vicinity of both corners of the upper side and almost no plastic strain is generated in the center of the upper side. Therefore, the deformation mode in “I: upper side portion” is elastoplastically deformed at the corner portion, and the central portion excluding the corner portion is deformed out of the elastic plane in the cross-sectional width direction (Y direction in FIG. 13). It can be inferred that the central portion excluding the portion is bent and elastically deformed in the member span direction (X direction in FIG. 13).
[0057]
Next, considering the deformation mode in “II: back plate portion (bottom side portion)”, as shown in FIG. 12, in the cross-sectional width direction (Y direction in FIG. 13), the deformation state is almost on the pulling side. Does not show a large deformation mode. Further, from FIG. 13, the back plate portion (bottom side portion) has no plastic strain. Therefore, it can be estimated that the deformation mode in “II: back plate portion (bottom side portion)” is a plate bending elastic deformation in the member span direction (X direction in FIG. 13).
[0058]
Next, considering the deformation mode in “III: Vertical wall”, the vertical wall is close to the buckling phenomenon of the column, and is deformed by a combination of factors of the cross-section height h, plate thickness t, and yield stress σ. It is thought that. Therefore, whether the buckling of the vertical wall portion depends on the elastic region or whether it depends on the yield stress of the material will be examined.
[0059]
As described above, it is possible to infer the deformation mode in each of the three parts of “I: upper side part”, “II: back plate part (bottom side part)”, and “III: vertical wall part”. We carry out and examine further about the deformation mode of each part based on the analysis result.
[0060]
First, when “I: upper side portion” and “II: back plate portion (bottom side portion)” are examined, in the
From FIG. 14, it can be seen that even if the cross-sectional width b in the upper side portion and the back plate portion is increased, the effect of increasing the initial maximum peak load F1 is small. As estimated above, it can be estimated that the upper side portion is elastically plastically deformed at the corner portion, and that the central portion of the upper side portion and the back plate portion (bottom side portion) are elastically deformed. The contribution to the effect of increasing is considered to depend on the elasto-plastic deformation at the corner in the upper side. Therefore, it can be seen that even if the cross-sectional width of the central portion and the back plate portion (bottom side portion) excluding the corner portion in the upper side portion is enlarged, the effect of increasing the initially generated maximum peak load F1 is hardly obtained.
[0061]
In the
From FIG. 16 and FIG. 17, the initial maximum peak generated by increasing the thickness t in any of the central portion (I: upper side portion) and the back plate portion (II: back plate portion) excluding the corner portion in the upper side portion. Although an increase in the load F1 is observed, there is no effect of increasing the initially generated maximum peak load F1 by increasing the yield stress when the thickness t is 0.8 (mm) and 1.6 (mm). I understand that. Therefore, “I: upper side” and “II: back plate (bottom side)” are initially generated even if the cross-sectional width and yield stress of the center and back plate except the corner are increased in the upper side. It can be seen that there is no effect of increasing the maximum peak load F1.
[0062]
Next, when “III: vertical wall portion” is examined, in the
As shown in FIG. 18, when the plate thickness t is 0.8 (mm) as shown in FIG. 18, the increase in the initial maximum peak load F1 (arrow in the figure) due to the increase in the yield stress is observed. However, as shown in b in the figure, it can be seen that when the plate thickness t is increased to 1.6 (mm), the initial maximum peak load F1 is not increased by increasing the yield stress. Therefore, when the plate thickness is thin with respect to the initially generated maximum peak load F1, it depends not on the elastic buckling region but on the yield stress of the material. Conversely, when the plate thickness is increased, the yield stress is reduced. It was found that the increase effect depends on the elastic buckling which is not recognized.
[0063]
In the
From FIG. 19, it can be seen that as the plate thickness t increases, the initially generated maximum peak load F1 increases and the variation thereof is small. From FIG. 20, it can be seen that as the yield stress σ increases, the initial maximum peak load F1 increases, and the variation thereof is small.
[0064]
As described above, the cross-sectional width b, the cross-sectional height h, the plate thickness t, and the yield stress σ contribute to the initially generated maximum peak load F1, and it has been found that the variation is small. By doing so, a prediction formula for calculating the initially generated maximum peak load F1 is obtained.
That is, the initial generation maximum peak load F1 is obtained by performing multiple regression analysis as a statistical method using the objective function as the initial maximum generated peak load F1 and the explanatory functions as the section width t, the section height h, the plate thickness t, and the yield stress σ. A first relational expression for the peak load F1, the section width b, the section height h, the plate thickness t, and the yield stress σ is derived.
In this multiple regression analysis, the cross-sectional width t is 30 (mm), 90 (mm), 150 (mm), the cross-sectional height h is 30 (mm), 90 (mm), 150 (mm), and the plate thickness t is 0. .8 (mm), 1.2 (mm), 1.6 (mm), 2.0 (mm), 2.3 (mm), yield stress σ of 270 (MPa), 440 (MPa), 590 ( (MPa) and 780 (MPa), the data of the initial maximum peak load F1 extracted by calculating the converted load Fe by obtaining the displacement amount S and strain energy U based on the CAE analysis, and collecting the data Multiple regression analysis is performed with the number n as n = 180.
[0065]
The first relational expression derived in this way is the following expression (2). At this time, since the degree of freedom adjusted contribution rate is ensured to be 0.8 or more, it can be said that it has sufficient accuracy for calculating the initial maximum peak load F1. In the following formula (2), since X3 >> X1, X2, and X4, the plate thickness t is the cross-sectional width b, the cross-sectional height h, and the yield stress σ with respect to the initially generated maximum peak load F1. It can be seen that it contributes more greatly.
[0066]
F1 = Ab X1 h X2 t X3 σ X4 (2)
However, X3 >> X1, X2, X4
F1: Initial maximum peak load
A: Constant
b: Section width near the load point
h: Section height near the load point
t: Thickness near the load point
σ: Yield stress near the load point
[0067]
[Structural member design process flow]
The process flow described above will be described with reference to FIG. Note that an apparatus having these arithmetic processing functions can be realized by mounting software and / or hardware for performing processing on a computer. First, in order to perform characteristic analysis by CAE analysis, a model of a target structural member is set (# 01). That is, the material span L of the structural member, the cross-sectional width b, the cross-sectional height h, the plate thickness t, the yield stress σ, and the like are set, and a simulation model is set. Then, the displacement amount S and strain energy U at the load point when an impact load is applied to the structural member are calculated by CAE analysis using this model (# 02). When the displacement amount S and the strain energy U are calculated, the converted load Fe is calculated using the above equation (1) (# 03), and the initially generated maximum peak load F1 is extracted from the converted load Fe (# 04). In this manner, a set of data (b, h, t, σ) of the section width b, section height h, sheet thickness t, yield stress σ, and extracted initial maximum peak load F1 in the vicinity of the load point. , F1). The section width b, section height h, sheet thickness t, yield stress σ, and extraction are repeated by changing the section width b, section height h, sheet thickness t, and yield stress σ and repeating the above processing. A plurality of data sets (b, h, t, σ, F1) of the initially generated maximum peak load F1 can be obtained (# 05). It should be noted that the cross section is set so that the total number n of the obtained data sets (b, h, t, σ, F1) is such that the relational expression can be obtained with sufficient accuracy in the multivariate analysis described later. There are n sets (b, h, t, σ) of values of width b, section height h, plate thickness t, and yield stress σ. By performing multivariate analysis such as multiple regression analysis using the data set (b, h, t, σ, F1) calculated and collected in this way, the above equation (2) A first relational expression is calculated (# 06). The first relational expression calculated in this way is a prediction expression for calculating the initial maximum peak load F1, and using this, the sectional width b, the sectional height h, the plate thickness t, and the yield stress σ. The structural member can be designed by appropriately changing (# 07). Below, the case where it applies to a motor vehicle body is demonstrated as an example.
[0068]
[Adaptation to the car body]
Next, the case where the
And as shown in FIG.22 and FIG.23, as a vehicle body, the case where the
[0069]
First, the cross-sectional width b and the cross-sectional height h in the vicinity of the load point are made constant, and the plate thickness t is also constant (when applied to the
FIG. 24 shows the total plastic moment Mp when applied to the
[0070]
FIG. 26 shows a modified view of the
From FIG. 26, it can be seen that both the condition A and the condition B are in a deformation mode close to a one-point break at almost the center of the structural member 1 (dotted line portion in the figure), and there is no significant difference between the deformation modes.
[0071]
When
From FIG. 27, it can be seen that the maximum deformation amount at each part (floor point, steering point, dashboard foot point, pillar point) is almost the same value under conditions C to E.
[0072]
From the above, it can be seen that even if there is a large difference in the total plastic moment under conditions A to E, the deformation mode and the maximum deformation amount in each part of the vehicle body are almost the same. When the structural member is designed, the influence of the yield stress is estimated on the excess side from the actual one. Therefore, even if high-strength steel with high yield stress (high-tensile material) is used, the effect cannot be expected, but the design is made with high-strength steel (high-tensile material), which is effective in reducing weight and reducing costs. It has been found that there is a risk that it cannot be achieved.
[0073]
Therefore, in the method for designing a structural member according to the present invention, instead of using the total plastic moment as an index, the initial generated maximum peak load F1 is calculated using the initial generated maximum peak load F1 calculated by the above equation (2) as an index. For example, the cross-sectional width b in the vicinity of the load point, the cross-sectional height h in the vicinity of the load point, the plate thickness t in the vicinity of the load point, and the load so that the initially generated maximum load peak load F1 is equal to or greater than the set value. By designing the
[0074]
[Another embodiment relative to the above embodiment]
(1) In the above embodiment, the characteristic analysis by elastic-plastic deformation of the
(2) In the above embodiment, the hat-shaped member shown in FIG. 1 is exemplified as the
(3) In the above embodiment, the first relational expression is derived by performing multiple regression analysis as a statistical technique. However, the first relational expression is not limited to multiple regression analysis, and the first relational expression is obtained by other statistical techniques. You may make it derive.
(4) In the above embodiment, the structural member is designed based on the initial generated maximum peak load F1 using the initial generated maximum peak load F1 calculated by the first relational expression (the above formula (2)) as an index. As described above, the initial peak load F1 extracted from the converted load Fe calculated by the equation (1) can also be used as an index when designing the structural member.
[0075]
[Structural members]
Next, the
As shown in FIG. 1A and FIG. 28 (DD cross section in FIG. 1A), in a so-called hat-shaped
[0076]
[Basic conditions]
In this
[0077]
[
In the
When the upper side A1, the vertical wall A2 and the bottom side A3 of the
[0078]
With respect to the case B0, the yield stress (tensile strength) σ1 of the upper side portion A1 of the
[0079]
As shown in FIG. 29B, when comparing the case B0 and the cases B1 to B4 of the
[0080]
Thereby, it can be understood that the upper side portion A1 of the
In other words, in the
[0081]
[
In the
29, the yield stress of the vertical wall portion A2 of the
[0082]
As shown in FIG. 30B, when the case B0 and the cases B6 and B8 of the
[0083]
Thereby, it can be understood that the vertical wall portion A2 of the
In other words, in the
[0084]
[
In the
The cases B0, B1 to B4 of the
[0085]
As shown in FIG. 31B, when the case B0 and the cases B9 to B12 of the
[0086]
Thereby, it can be understood that the base A3 of the
In other words, in the
[0087]
In the
[Industrial applicability]
[0088]
The structural member design method and the structural member according to the present invention can be applied to, for example, automobile parts such as automobile bumpers and front side member kick parts.
[Brief description of the drawings]
[0089]
FIG. 1A shows a structural member
1B is a cross-sectional view of the structural member of FIG. 1A along DD.
FIG. 2 is a graph showing FS characteristics of load F and displacement S
FIG. 3 is a diagram showing a model of CAE analysis
FIG. 4 is a view showing a modified form of a structural member
FIG. 5A is a graph showing FS characteristics of load F and displacement S;
FIG. 5B is a graph showing FS characteristics of load F and displacement S;
FIG. 5C is a graph showing FS characteristics of load F and displacement S;
FIG. 6 is a graph showing FS characteristics of load F and displacement S
FIG. 7 is a graph showing FS characteristics of load F and displacement S
FIG. 8A is a graph showing FS characteristics of load F and displacement S;
FIG. 8B is a graph showing FS characteristics of load F and displacement S;
FIG. 8C is a graph showing FS characteristics of load F and displacement S;
FIG. 9 is a graph showing the relationship between the load F and the material span L
FIG. 10 is a graph showing the relationship between the calculated load and the load.
FIG. 11 is a view showing a modified form of the structural member
FIG. 12 is a view showing a modified form in the central portion of the structural member
FIG. 13 is a diagram showing a plastic strain distribution.
FIG. 14 is a graph showing the relationship between the load F and the cross-sectional width b
FIG. 15 is a table showing conditions in
FIG. 16 is a graph showing the relationship between load F and sheet thickness t.
FIG. 17 is a graph showing the relationship between load F and sheet thickness t.
FIG. 18 is a graph showing the relationship between load F and sheet thickness t.
FIG. 19 is a graph showing the relationship between the load F and the sheet thickness t.
FIG. 20 is a graph showing the relationship between the load F and the yield stress σ.
FIG. 21 is a flowchart of structural member design processing;
FIG. 22A is a diagram showing a case where a structural member is applied to a bumper;
22B is a cross-sectional view of the bumper DD in FIG. 22A.
FIG. 23A is a diagram showing a case where a structural member is applied to a kick portion of a side member.
23B is a cross-sectional view of the side member kick section taken along the line DD in FIG. 23A.
FIG. 24 is a graph showing the total plastic moment under conditions A and B.
FIG. 25 is a graph showing the total plastic moment under conditions C to E.
FIG. 26 is a diagram showing deformation modes of structural members under conditions A and B
FIG. 27 is a graph showing the maximum deformation amount of each part under conditions C to E;
FIG. 28 is a diagram showing a cross section and basic conditions of a structural member.
FIG. 29A is a diagram showing
FIG. 29B shows
FIG. 30A is a diagram showing
FIG. 30B is a diagram showing
FIG. 31A is a diagram showing
FIG. 31B shows
[Explanation of symbols]
[0090]
1 Structural members
t1, t2, t3 thickness
σ1 Material strength (yield stress)
Claims (7)
前記構造部材に衝撃荷重を与えた場合の荷重点における変位量Ｓと前記構造部材の弾塑性変形により蓄積されるひずみエネルギーＵとを求め、
前記変位量Ｓと前記ひずみエネルギーＵとを用いて、以下の式（１）から換算荷重Ｆｅを算出し、
Ｆｅ＝ΔＵ／Δｘ ・・・・・（１）
ΔＵ：変位量Ｓを単位変化量だけ変化させるときに蓄積されるひずみエネルギー量
Δｘ：変位量Ｓの単位変化量
前記換算荷重Ｆｅの前記変位量Ｓの変化から初期発生最大ピーク荷重を抽出し、
前記初期発生最大ピーク荷重に基づいて、前記構造部材の前記荷重点近傍における断面幅、前記荷重点近傍における断面高さ、前記荷重点近傍における板厚、及び前記荷重点近傍における降伏応力を設定する構造部材の設計方法。A structural member design method for designing a structural member having a hollow cross-sectional shape,
Obtaining a displacement amount S at a load point when an impact load is applied to the structural member and a strain energy U accumulated by elastic-plastic deformation of the structural member;
Using the displacement amount S and the strain energy U, the converted load Fe is calculated from the following equation (1):
Fe = ΔU / Δx (1)
ΔU: Strain energy amount accumulated when the displacement amount S is changed by the unit change amount Δx: Unit change amount of the displacement amount S The initial generated maximum peak load is extracted from the change of the displacement amount S of the converted load Fe,
Based on the early development maximum peak load, setting the cross-sectional width in the vicinity load point of the structural member, the load point on the definitive cross-sectional height near the plate thickness in the vicinity of load point, and the yield stress in the vicinity of load point A method for designing a structural member.
前記構造部材の断面幅と、断面高さと、板厚と、降伏応力のうち少なくとも１つの値を変えた複数の組み合わせの入力を受け付け、前記構造部材の複数のモデルを設定し、
前記構造部材のそれぞれのモデルについて、ＣＡＥ解析により、衝撃荷重を与えた場合の荷重点における変位量Ｓと弾塑性変形により蓄積されるひずみエネルギーＵとを算出し、
前記変位量Ｓと前記ひずみエネルギーＵとを用いて、以下の式（１）から換算荷重Ｆｅを算出し、
Ｆｅ＝ΔＵ／Δｘ ・・・・・（１）
ΔＵ：変位量Ｓを単位変化量だけ変化させるときに蓄積されるひずみエネルギー量
Δｘ：変位量Ｓの単位変化量
算出した前記換算荷重Ｆｅの前記変位量Ｓの変化から初期発生最大ピーク荷重を抽出し、
前記構造部材のそれぞれのモデルについて、前記荷重点近傍における断面幅、前記荷重点近傍における断面高さ、前記荷重点近傍における板厚、前記荷重点近傍における降伏応力、及び前記初期発生最大ピーク荷重を有するデータのセットを蓄積し、
蓄積した複数の前記データのセットを用いて、前記荷重点近傍における断面幅、前記荷重点近傍における断面高さ、前記荷重点近傍における板厚、前記荷重点近傍における降伏応力、及び前記初期発生最大ピーク荷重の第１関係式を導き出し、
前記荷重点近傍における断面幅、前記荷重点近傍における断面高さ、前記荷重点近傍における板厚、及び前記荷重点近傍における降伏応力の値の入力を受け付け、前記第１関係式に基づいて前記初期発生最大ピーク荷重を算出し、
算出した前記初期発生最大ピーク荷重に基づき、入力した前記構造部材の前記荷重点近傍における断面幅、前記荷重点近傍における断面高さ、前記荷重点近傍における板厚、及び前記荷重点近傍における降伏応力のうち少なくとも１つの値を変更して前記構造部材を設計する構造部材の設計方法。A structural member design method for designing a structural member having a hollow cross-sectional shape by a computer,
Accepting inputs of a plurality of combinations in which at least one of the cross-sectional width, cross-sectional height, thickness, and yield stress of the structural member is changed, and setting a plurality of models of the structural member,
For each model of the structural member, by CAE analysis, the displacement amount S at the load point when an impact load is applied and the strain energy U accumulated by elastoplastic deformation are calculated,
Using the displacement amount S and the strain energy U, the converted load Fe is calculated from the following equation (1):
Fe = ΔU / Δx (1)
ΔU: Strain energy amount accumulated when the displacement amount S is changed by the unit change amount Δx: Unit change amount of the displacement amount S The initial generated maximum peak load is extracted from the change of the displacement amount S of the calculated converted load Fe And
For each model of the structural member, the cross-sectional width in the vicinity of the load point, the cross-sectional height in the vicinity of the load point, the plate thickness in the vicinity of the load point, the yield stress in the vicinity of the load point, and the initial maximum peak load generated Accumulates a set of data that has
Using the accumulated set of data, the cross-sectional width near the load point, the cross-sectional height near the load point, the plate thickness near the load point, the yield stress near the load point, and the initial maximum generated Deriving the first relational expression of peak load,
Accepts input of a cross-sectional width in the vicinity of the load point, a cross-sectional height in the vicinity of the load point, a plate thickness in the vicinity of the load point, and a yield stress value in the vicinity of the load point, and the initial value based on the first relational expression Calculate the maximum peak load generated,
Based on the calculated initial maximum peak load, the cross-sectional width of the input structural member near the load point, the cross-sectional height near the load point, the plate thickness near the load point, and the yield stress near the load point A structural member design method for designing the structural member by changing at least one of the values.
Ｆ１＝ＡｂＸ１ｈＸ２ｔＸ３σＸ４ ・・・・・（２）
ただし、Ｘ３≫Ｘ１，Ｘ２，Ｘ４
Ｆ１：初期発生最大ピーク荷重
Ａ：定数
ｂ：荷重点近傍における断面幅
ｈ：荷重点近傍における断面高さ
ｔ：荷重点近傍における板厚
σ：荷重点近傍における降伏応力The method for designing a structural member according to claim 2, wherein the first relational expression is the following expression (2).
F1 = Ab X1 h X2 t X3 σ X4 (2)
However, X3 >> X1, X2, X4
F1: Initial maximum peak load A: Constant b: Section width near load point h: Section height near load point t: Plate thickness near load point σ: Yield stress near load point
断面における角部の材料強度を、断面における角部以外の部分の材料強度よりも大きいものに設定してある構造部材。A structural member designed by the structural member design method according to any one of claims 1 to 3 , having a hollow cross section and a polygonal cross section, and receiving an impact load from a direction intersecting a longitudinal direction. And
The structural member which has set the material strength of the corner | angular part in a cross section to the thing larger than the material strength of parts other than the corner | angular part in a cross section.
断面における角部の板厚を、断面における角部以外の部分の板厚よりも大きいものに設定してある構造部材。A structural member designed by the structural member design method according to any one of claims 1 to 3 , having a hollow cross section and a polygonal cross section, and receiving an impact load from a direction intersecting a longitudinal direction. And
A structural member in which the thickness of the corners in the cross section is set to be larger than the thickness of the portions other than the corners in the cross section.
断面における衝撃荷重の方向に沿った壁部の材料強度を、断面における衝撃荷重の方向に沿った壁部以外の部分の材料強度よりも大きいものに設定してある構造部材。A structural member designed by the structural member design method according to any one of claims 1 to 3 , having a hollow cross section and a polygonal cross section, and receiving an impact load from a direction intersecting a longitudinal direction. And
The structural member which has set the material strength of the wall part along the direction of the impact load in a cross section to be larger than the material strength of parts other than the wall part along the direction of the impact load in the cross section.
断面における衝撃荷重の方向に沿った壁部の板厚を、断面における衝撃荷重の方向に沿った壁部以外の部分の板厚よりも大きいものに設定してある構造部材。A structural member designed by the structural member design method according to any one of claims 1 to 3 , having a hollow cross section and a polygonal cross section, and receiving an impact load from a direction intersecting a longitudinal direction. And
A structural member in which the thickness of the wall portion along the direction of the impact load in the cross section is set to be greater than the thickness of the portion other than the wall portion along the direction of the impact load in the cross section.
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