JP6128339B2 - 車両用フレーム構造 - Google Patents

Description

本発明は、車両用フレーム構造に関し、特に略矩形状の主閉断面を構成するアルミ合金製車両用フレーム構造に関する。

従来より、高張力鋼板製フロントサイドフレームの先端部分に軸圧縮変形可能なクラッシュカンを設け、フロントサイドフレームの途中部から後端部に亙って積極的に折れ変形可能な複数の衝撃吸収機構を採用することにより衝突時の衝撃エネルギ吸収量を増加させて、前突時の乗員保護を図っている（特許文献１）。
このような衝撃吸収機構では、フロントサイドフレームの折れ変形によって吸収される衝撃荷重がエネルギ吸収量全体の大半を占めるため、折れ変形によるエネルギ吸収特性は圧縮変形によるエネルギ吸収特性よりもＥＡ（Energy Absorption）性能に与える影響が大きい。

ところで、車体重量の軽量化の促進により、走行運動性能等機能的価値を高くすることができるため、近年、軽量なアルミ合金材料が車両用フレーム等の使用に供されている。
また、延性に優れたアルミ合金製車両用フレームは、断面の自由度が高く、軽量で且つ材料強度の高い断面形状が押出成形で得ることができることから、生産性にも優れている。

特許文献２のフレーム構造は、押出成形で閉断面構造に形成されたアルミ合金製フロントサイドフレーム前部と、押出成形で閉断面構造に形成され且つ閉断面構造内に上下方向に直交する仕切り壁状の中リブを設けたアルミ合金製フロントサイドフレーム後部とを備え、フロントサイドフレーム前部とフロントサイドフレーム後部との結合部を中リブ位置に沿って形成している。これにより、溶接によって局所的に強度が低下した範囲を中リブによって保持できるため、衝撃荷重による面外方向への壁面の座屈を抑えている。

特許第５１０４２７２号公報 特開平１１−２０８５１７号公報

特許文献１の衝撃吸収機構では、入力した衝撃荷重のうち、主に、クラッシュカンの圧縮変形とフロントサイドフレームの折れ変形とによって吸収することができない荷重がフロントサイドフレームよりも後方の車体構成部材や車室等に伝達される。
つまり、折れ変形によって吸収される衝撃荷重が小さい場合、衝撃吸収のために必要なフロントサイドフレームの長手方向の変形ストローク、所謂クラッシュストロークが長くなり、車体デザインの自由度低下や車体重量の増加を招く虞がある。

本発明者は、上記問題点の検討にあたり、断面縦長矩形状のフレームの変形挙動のメカニズムについてＣＡＥ（Computer Aided Engineering）による解析を行った。
まず、この解析の基本的な考え方について説明する。
図１４に示すように、長手方向に延びる閉断面状鋼板製フレームモデルＭと、このフレームモデルＭの両端部を挟み込んだ状態でフレームモデルＭの軸心を曲げるための荷重付与手段Ｔとを準備して、荷重点Ｐの変位と荷重点Ｐの反力とを解析した。
図１４，図１５（ａ），図１５（ｂ）に示すように、荷重付与手段Ｔは、枢支部Ｒを中心として回動可能な支持部Ｔａと、荷重を付与する荷重点Ｐが形成され且つ支持部Ｔａ側へ変位しつつ回動可能な支持部Ｔｂとを有し、枢支部Ｒと荷重点Ｐを結ぶ直線がフレームモデルＭの軸心から５０ｍｍオフセットしている。尚、フレームモデルＭの各壁部を、圧縮荷重が作用する圧縮側壁部Ｍａ、引張荷重が作用する引張側壁部Ｍｂ、各々の壁部の上下端部を夫々連結する上端壁部Ｍｃ及び下端壁部Ｍｄとしている。

フレームモデルＭの支持可能な荷重とフレームモデルＭが変形するストロークとの相関関係（ＦＳ特性）に基づき解析結果について説明する。
図１６に示すように、長手方向に延びる閉断面状フレームでは、所定変位においてピークとなる最大（許容限界）荷重２６ｋＮが発生し、座屈後、急激に荷重が低下する。

この座屈発生のメカニズムは、以下のように推測される。
図１７に示すように、許容限界を越えた荷重の付与によって圧縮側壁部Ｍａに弾性座屈波Ｗが生じ、この弾性座屈波Ｗが上端壁部Ｍｃ及び下端壁部Ｍｄに伝播することから、圧縮側壁部Ｍａにおける弾性座屈波Ｗの谷領域ｍに対応した上端壁部Ｍｃ及び下端壁部Ｍｄの山領域ｎに面外変形が夫々発生する。その結果、上端壁部Ｍｃ及び下端壁部Ｍｄが夫々面外方向に膨出し且つ圧縮側壁部Ｍａが二つ折りに折り畳まれて閉断面状フレームが座屈する。即ち、圧縮側壁部Ｍａ、上端壁部Ｍｃ及び下端壁部Ｍｄの弾性座屈波Ｗを減衰させることで、材料の塑性領域まで許容限界荷重を増加する、換言すれば、材料の保有する性能を有効に活用してＥＡを増加することができる。

そこで、弾性座屈波Ｗにおいて、周期は圧縮側壁部Ｍａと上端壁部Ｍｃ及び下端壁部Ｍｄの板幅が支配要因であり、振幅は各壁部Ｍａ，Ｍｃ，Ｍｄの板厚が支配要因であることから、圧縮側壁部Ｍａの板幅を減少すると共に各壁部Ｍａ，Ｍｃ，Ｍｄの板厚を増加することで弾性座屈の発生を抑制できると考えられる。しかし、各壁部Ｍａ，Ｍｃ，Ｍｄの板厚を増加する場合、車体重量や閉断面状フレーム自体のコストが増加し、閉断面状フレームの単位質量当たりのＥＡ効率（ＥＡ質量効率）が十分に向上できない虞がある。
また、単に圧縮側壁部Ｍａの板幅を減少すると車体の主要構成フレームとして強度不足になり、圧縮側壁部Ｍａの板幅を減少して上端壁部Ｍｃ及び下端壁部Ｍｄの板幅を増加するとエンジンルームに配置する各部材の配置スペースが不利になる虞がある。

本発明の目的は、弾性座屈を抑制しつつ高いＥＡ質量効率を備えた車両用フレーム構造等を提供することである。

請求項１の車両用フレーム構造は、圧縮荷重が作用する縦向きの圧縮側壁部を含む圧縮側部分と、引張荷重が作用する縦向きの引張側壁部を含む引張側部分とを備え、前記圧縮側部分と引張側部分の上下端部を夫々接合して長手方向に直交する断面が略矩形状の主閉断面を構成するアルミ合金製車両用フレーム構造において、前記圧縮側壁部から引張側壁部に延びると共に前記主閉断面内に上下に隣り合う複数の副閉断面を形成するように配設された複数の横仕切壁部を備え、隣り合う横仕切壁部の離隔幅をｂ、圧縮側壁部の板厚をｔとしたとき、０．０６≦ｔ／ｂ≦０．１２の関係を満たすように前記複数の横仕切壁部を形成したことを特徴としている。

この車両用フレーム構造では、アルミ合金製車両用フレーム構造において、主閉断面内に上下に隣り合う複数の副閉断面を形成するように配設された複数の横仕切壁部を備えているため、軽量化を図りつつ、副閉断面の縦横比を１以下に調整することができる。
これにより、幅短縮に伴う圧縮側壁部の弾性座屈周期の短縮化によって弾性座屈を抑制することができ、車両用フレームの許容限界荷重を増加することができる。
また、隣り合う横仕切壁部の離隔幅をｂ、圧縮側壁部の板厚をｔとしたとき、０．０６≦ｔ／ｂ≦０．１２の関係を満たすように複数の横仕切壁部を形成したため、フレーム材料の弾性領域における座屈発生を回避することができる。

請求項２の発明は、請求項１の発明において、前記主閉断面内に長手方向に直交するように配設され且つ前記圧縮側壁部と一体形成された１又は複数の縦仕切壁部を形成したことを特徴としている。
この構成によれば、１又は複数の縦仕切壁部によって上端壁部及び下端壁部を引っ張るため、圧縮側壁部から伝播した弾性座屈波に起因した上端壁部及び下端壁部の面外方向の変形を抑制することができる。

請求項３の発明は、請求項２の発明において、前記圧縮側部分と引張側部分が夫々鋳造品で構成されたことを特徴としている。
この構成によれば、押出成形が困難な主閉断面内に配設される複数の横仕切壁部と１又は複数の縦仕切壁部を備えた構造を簡単な方法で圧縮側壁部と一体形成することができる。

請求項４の発明は、請求項２又は３の発明において、前記圧縮側壁部に長手方向に直交し且つ前記主閉断面側に凹入するビードが形成され、前記縦仕切壁部が前記ビードに接合されていることを特徴としている。
この構成によれば、上端壁部及び下端壁部の面外変形を抑制できるため、車両用フレームの許容限界荷重の低下を抑制しながら車両用フレームをビード位置を起点として折れ変形させることができる。しかも、圧縮側壁部の座屈後、崩壊した縦仕切壁部が圧縮側壁部と引張側壁部との間に介在してビードに対応した位置の断面崩れを抑制するため、ＥＡ効率を増加することができる。

本発明の車両用フレーム構造によれば、弾性座屈を抑制しつつ高いＥＡ質量効率を確保することができる。

実施例１に係るフロントサイドフレームをエンジンルーム内側から視た側面図である。 右側フロントサイドフレームの平面図である。 図２のIII−III線断面図である。 アウタ部材の斜視図である。 インナ部材の斜視図である。 先端部分の要部斜視断面図である。 第１アウタ部分の要部断面斜視図である。 第３アウタ部分の要部断面斜視図である。 前面衝撃荷重の入力前の車両の状態を示す模式図である。 前面衝撃荷重の入力後の車両の状態を示す模式図である。 第１の解析結果を示す表である。 第２の解析結果を示す表である。 第３の解析結果を示す表の一部である。 第３の解析結果を示す表の残部である。 閉断面状フレームの変形挙動に係る解析方法の説明図である。 閉断面状フレームの変形挙動であって、（ａ）は荷重を付与する前の状態図を示し、（ｂ）は荷重を付与した後の状態図を示している。 従来の閉断面状フレームのＦＳ特性を示すグラフである。 閉断面状フレームの弾性座屈を説明する図である。

以下、本発明の実施形態を図面に基づいて詳細に説明する。
以下の説明は、本発明を車両のフロントサイドフレームに適用したものを例示したものであり、本発明、その適用物、或いは、その用途を制限するものではない。
尚、図において、矢印Ｆ方向を前方とし、矢印Ｌ方向を左方とし、矢印Ｕ方向を上方として説明する。

以下、本発明の実施例１について図１〜図１３に基づいて説明する。
まず、フロントサイドフレームが設置された前部車体構造について簡潔に説明する。
図１に示すように、車両Ｖは、エンジンルームＥと車室とを上下方向および車幅方向に延びて仕切るダッシュパネル１と、このダッシュパネル１の前方位置で車体前後方向に延びるフロントサイドフレーム２と、フロントサイドフレーム２の側方位置でタワー形状に立設されるサスタワー部３と、このサスタワー部３と前述のダッシュパネル１とを上下方向および車体前後方向に延びて連結するエプロン部４と、エプロン部４上端で車体前後方向に延びるエプロンレインメンバ５等を備えている。尚、左右対象構造であるため、主に車体右側構造について説明し、車体左側構造については説明を省略する。

フロントサイドフレーム２の前端部には、前面衝撃荷重を受けた際、圧縮変形（軸圧縮）して、衝突エネルギの一部を吸収するためのクラッシュカン６を設置している。
フロントサイドフレーム２の前後方向中央部には、略円柱形状のエンジンマウント７を設置して、このエンジンマウント７によってパワーユニット（図示略）を弾性支持している。また、このエンジンマウント７よりも下方のフロントサイドフレーム２内には、エンジンマウント７の取り付け剛性を高めるために、マウント取付レイン８を設置している。フロントサイドフレーム２の後部下面には、サスペンションサブフレーム（図示略）を取付けるサブフレーム取付ブラケット９を接合固定している。

次に、フロントサイドフレーム２について詳細に説明する。
図２，図３に示すように、フロントサイドフレーム２は、アルミ合金材料（５０００系）により形成され、上下方向に長い、所謂縦比が横比よりも大きな略矩形状の主閉断面Ｃを構成している。このフロントサイドフレーム２は、前後方向における各々の領域の機能に応じて、先端部分２ａと、この先端部分２ａの後側に連なる前側途中部分２ｂと、この前側途中部分２ｂの後側に連なる後側途中部分２ｃと、この後側途中部分２ｃの後側に連なる基端部分２ｄとを備えている。

先端部分２ａは、前突時、前端側部分が軸圧縮変形すると共に後端側部分が上下に延びる第１ビード１１ｆにより外折れ変形するように形成され、前側途中部分２ｂは、マウント取付レイン８を支持するように形成されている。また、後側途中部分２ｃは、前突時、途中部が上下に延びる第２ビード２３ｆにより内折れ変形すると共に後端側部分がサブフレーム取付ブラケット９を支持するように形成され、基端部分２ｄは、前突時、途中部が上下に延びる第３ビード１４ｆにより外折れ変形すると共に後端側部分がダッシュパネル１に固着されるように形成されている。

図２〜図５に示すように、フロントサイドフレーム２は、鋳造によって成形されたアウタ部材１０と、鋳造によって成形されたインナ部材２０とにより２分割形成されている。
図４に示すように、アウタ部材１０は、先端部分２ａの右半部を構成する第１アウタ部分１１（圧縮側部分）と、前側途中部分２ｂの右半部を構成する第２アウタ部分１２と、後側途中部分２ｃの右半部を構成する第３アウタ部分１３（引張側部分）と、基端部分２ｄの右半部を構成する第４アウタ部分１４（圧縮側部分）とによって一体形成されている。

第１アウタ部分１１について説明する。
図２〜図４，図６，図７に示すように、第１アウタ部分１１は、左右方向に略直交する面に沿った圧縮側壁部１１ａと、この圧縮側壁部１１ａから左方に延びる２つの縦仕切壁部１１ｂと、圧縮側壁部１１ａの上端部から左方に延びる上端壁部１１ｃと、圧縮側壁部１１ａの下端部から左方に延びる下端壁部１１ｄ等を一体的に備えている。

圧縮側壁部１１ａは、所定厚さｔ、例えば２．５ｍｍに形成されている。
圧縮側壁部１１ａは、３つの横仕切壁部１１ｅと、第１ビード部１１ｆを一体的に備えている。３つの横仕切壁部１１ｅは、主閉断面Ｃ内を上下に隣り合い且つ前後方向に延びた４つの副閉断面ｃを形成している。これら４つの副閉断面ｃは、断面横長矩形状に形成され、縦横比が１未満に設定されている。

３つの横仕切壁部１１ｅは、所定厚さ、例えば２．０ｍｍに夫々形成されている。
３つの横仕切壁部１１ｅは、圧縮側壁部１１ａから夫々略水平状に左方に延びて上端壁部１１ｃと下端壁部１１ｄとの間を略均等な離隔幅ｂに区画している。
圧縮側壁部１１ａの厚さｔと隣り合う横仕切壁部１１ｅの離隔幅ｂ（上下ピッチ）は、次式（１）を満たすように設定されている。
０．０５≦ｔ／ｂ≦０．１２ …（１）

第１ビード部１１ｆは、圧縮側壁部１１ａの上下方向に亙って前後方向に略直交するように形成されている。この第１ビード部１１ｆは、主閉断面Ｃ側に凹入している。
ＥＡ効率はビード幅ａ（ビードの前後幅）が小さい程増加するため、生産性を考慮して本実施例ではビード幅ａを１．６ｍｍに設定している。
これにより、圧縮側壁部１１ａに対して前方から所定の圧縮荷重が作用したとき、圧縮側壁部１１ａは第１ビード部１１ｆを起点として右側（車幅方向外側）に折れ変形を生じる。

図４，図６，図７に示すように、２つの縦仕切壁部１１ｂは、主閉断面Ｃ内に前後方向に直交する面に沿うように夫々配設され、圧縮側壁部１１ａと一体形成されている。
前側の縦仕切壁部１１ｂは、圧縮側壁部１１ａから左方に延び、後側の縦仕切壁部１１ｂは、右端部が接合された第１ビード部１１ｆから左方に延びている。
２つの縦仕切壁部１１ｂの離隔幅Ｌ（前後ピッチ）は、ＥＡ効率の観点から、３０〜５０ｍｍに設定されている。２つの縦仕切壁部１１ｂにより、第１ビード部１１ｆが折れ変形する際、上端壁部１１ｃと下端壁部１１ｄに生じる面外変形を抑制することができる。
尚、縦仕切壁部１１ｂの離隔幅Ｌは、次式（２）によって設定することができる。
０．７■（ａ／２＋ｂ）≦Ｌ≦１．７■（ａ／２＋ｂ） …（２）

上端壁部１１ｃと下端壁部１１ｄは、上フランジ部１１ｇと下フランジ部１１ｈを夫々備えている。上フランジ部１１ｇは上端壁部１１ｃの左端部から上方に延び、下フランジ部１１ｈは下端壁部１１ｄの左端部から下方に延びるように形成されている。

図２，図４に示すように、第２アウタ部分１２は、断面略ハット状に形成され、左右方向に略直交する面に沿った右側壁部１２ａと、右側壁部１２ａの上端部から左方に延びる上端壁部１２ｂと、右側壁部１２ａの下端部から左方に延びる下端壁部１２ｃ等を一体的に備えている。上端壁部１２ｂと下端壁部１２ｃは、上フランジ部１２ｄと下フランジ部１２ｅを夫々有し、上フランジ部１２ｄは上端壁部１２ｂの左端部から上方に延び、下フランジ部１２ｅは下端壁部１２ｃの左端部から下方に延びるように形成されている。

次に、第３アウタ部分１３について説明する。
第３アウタ部分１３は、左右方向に略直交する面に沿った引張側壁部１３ａによって構成されている。この引張側壁部１３ａは、所定厚さ、例えば３．０ｍｍに形成されている。
図２，図４に示すように、この引張側壁部１３ａは、前後方向に延びる４つの係合部１３ｂと、引張側壁部１３ａの上端部から上方に延びる上フランジ部１３ｃと、引張側壁部１３ａの下端部から下方に延びる下フランジ部１３ｄを一体的に備えている。

図８に示すように、４つの係合部１３ｂは、上下１対の係合リブ１３ｅと、それら係合リブ１３ｅの間に形成された係合溝１３ｆとを夫々有している。
これら係合リブ１３ｅは、引張側壁部１３ａから主閉断面Ｃ内（左方）へ所定幅、例えば１０ｍｍ突出している。この係合リブ１３ｅの突出幅Ｈは、ＥＡ効率の観点から、５〜１５ｍｍの範囲で設定されている。

図２，図４に示すように、第４アウタ部分１４は、圧縮側壁部１４ａと、３つの縦仕切壁部１４ｂと、上フランジ部１４ｇを有する上端壁部１４ｃと、下フランジ部１４ｈを有する下端壁部１４ｄ等を一体的に備えている。圧縮側壁部１４ａは、２つの横仕切壁部１４ｅと、主閉断面Ｃ側に凹入した第３ビード部１４ｆを一体的に備えている。
圧縮側壁部１４ａの厚さｔと隣り合う横仕切壁部１４ｅの離隔幅ｂは、式（１）を満たすように設定され、３つの縦仕切壁部１４ｂの離隔幅Ｌは、３０〜５０ｍｍに設定されている。これにより、圧縮側壁部１４ａに対して前方から所定の圧縮荷重が作用したとき、圧縮側壁部１４ａは第３ビード部１４ｆを起点として右側に折れ変形を生じる。
第４アウタ部分１４は、縦仕切壁部１４ｂ及び横仕切壁部１４ｅの個数を除き第１アウタ部分１１と略同様に構成されている。

次に、インナ部材２０について説明する。
図２，図５に示すように、インナ部材２０は、先端部分２ａの左半部を構成する第１インナ部分２１（引張側部分）と、前側途中部分２ｂの左半部を構成する第２インナ部分２２と、後側途中部分２ｃの左半部を構成する第３インナ部分２３（圧縮側部分）と、基端部分２ｄの左半部を構成する第４インナ部分２４（引張側部分）とによって一体形成されている。

第１インナ部分２１について説明する。
第１インナ部分２１は、左右方向に略直交する面に沿った引張側壁部２１ａによって構成されている。この引張側壁部２１ａは、所定厚さ、例えば３．０ｍｍに形成されている。この引張側壁部２１ａは、前後方向に延びる３つの係合部２１ｂと、引張側壁部２１ａの上端部から上方に延びる上フランジ部２１ｃと、引張側壁部２１ａの下端部から下方に延びる下フランジ部２１ｄを一体的に備えている。

図３に示すように、３つの係合部２１ｂは、３つの横仕切壁部１１ｅの左端部と夫々係合可能に構成されている。これら係合部２１ｂは、上下１対の係合リブ２１ｅと、これら１対の係合リブ２１ｅの間に形成された係合溝２１ｆを有している。第１インナ部分２１は、係合部２１ｂの個数を除き第３アウタ部分１３と略同様に構成されている。
上フランジ部２１ｃと上フランジ部１１ｇを接合すると共に下フランジ部２１ｄと下フランジ部１１ｈを接合することにより、４つの副閉断面ｃで構成された主閉断面Ｃを有する先端部分２ａが形成される。これにより、横仕切壁部１１ｅの左端部と係合部２１ｂとが係合し、引張側壁部２１ａの右面部と縦仕切壁部１１ｂの左端部とが当接或いは僅かな間隔を介して対向している。

第２インナ部分２２は、左側壁部２２ａによって構成されている。
左側壁部２２ａは、上端部から上方に延びる上フランジ部２２ｂと、下端部から下方に延びる下フランジ部２２ｃを備えている。
図２，図４，図５に示すように、上フランジ部２２ｂと上フランジ部１２ｄを接合すると共に下フランジ部２２ｃと下フランジ部１２ｅを接合することにより、マウント取付レイン８が配設された主閉断面Ｃを備えた前側途中部分２ｂが形成される。

次に、第３インナ部分２３について説明する。
図２，図５に示すように、第３インナ部分２３は、圧縮側壁部２３ａと、３つの縦仕切壁部２３ｂと、上フランジ部２３ｇを有する上端壁部２３ｃと、下フランジ部２３ｈを有する下端壁部２３ｄ等を一体的に備えている。圧縮側壁部２３ａは、４つの横仕切壁部１４ｅと、主閉断面Ｃ側に凹入した第２ビード部２３ｆを一体的に備えている。
圧縮側壁部２３ａの厚さｔと隣り合う横仕切壁部２３ｅの離隔幅ｂは、式（１）を満たすように設定され、３つの縦仕切壁部２３ｂの離隔幅Ｌは、３０〜５０ｍｍに設定されている。これにより、圧縮側壁部２３ａに対して前方から所定の圧縮荷重が作用したとき、圧縮側壁部２３ａは第２ビード部２３ｆを起点として左側（車幅方向内側）に折れ変形を生じる。第３インナ部分２３は、縦仕切壁部２３ｂ及び横仕切壁部２３ｅの個数を除き第１アウタ部分１１（第４アウタ部分１４）と略同様に構成されている。

上フランジ部２３ｇと上フランジ部１３ｃを接合すると共に下フランジ部２３ｈと下フランジ部１３ｄを接合することにより、５つの副閉断面ｃで構成された主閉断面Ｃを有する後側途中部分２ｃが形成される。これにより、横仕切壁部２３ｅの右端部と係合部１３ｂとが係合し、引張側壁部１３ａの左面部と縦仕切壁部２３ｂの右端部とが当接或いは僅かな間隔を介して対向している。

第４インナ部分２４は、左右方向に略直交する面に沿った引張側壁部２４ａによって構成されている。この引張側壁部２４ａは、所定厚さ、例えば３．０ｍｍに形成されている。この引張側壁部２４ａは、前後方向に延びる２つの係合部２４ｂと、引張側壁部２４ａの上端部から上方に延びる上フランジ部２４ｃと、引張側壁部２４ａの下端部から下方に延びる下フランジ部２４ｄを一体的に備えている。

２つの係合部２４ｂは、２つの横仕切壁部１４ｅの左端部と夫々係合可能に構成されている。これら係合部２４ｂは、１対の係合リブ２４ｅと、これら１対の係合リブ２４ｅの間に形成された係合溝２４ｆを有している。第４インナ部分２４は、係合部２４ｂの個数を除き第３アウタ部分１３（第１インナ部分２１）と略同様に構成されている。
上フランジ部２４ｃと上フランジ部１４ｇを接合すると共に下フランジ部２４ｄと下フランジ部１４ｈを接合することにより、３つの副閉断面ｃで構成された主閉断面Ｃを有する基端部分２ｄが形成される。これにより、横仕切壁部１４ｅの左端部と係合部２４ｂとが係合し、引張側壁部２４ａの右面部と縦仕切壁部１４ｂの左端部とが当接或いは僅かな間隔を介して対向している。

次に、図９，図１０の模式図に基づき、車両Ｖが前面衝撃荷重を受けたときの変形挙動について説明する。
図９の模式図において、Ｆはフロントサイドフレームとクラッシュボックスとからなるフロントフレーム体、Ｄはダッシュパネル、Ｍは連結補強メンバ、Ｉはダッシュロアクロスとトンネル部に設けたメンバ部材とからなる内側荷重伝達体、Ｕは上部連結メンバ、Ｑ（ハッチング領域）はマウント取付レイン、Ｒ（ハッチング領域）はサブフレーム取付ブラケット、Ｔはフロントタイヤを夫々示している。

また、フロントフレーム体Ｆには、変形後の位置関係が容易に分かるように、便宜上、前後方向に略直線状に延びる複数のポイントを設定している。
第１ポイントＰ１はクラッシュカン６の前端位置、第２ポイントＰ２はフロントサイドフレーム２の前端位置、第３ポイントＰ３は第１ビード部１１ｆの形成位置、第４ポイントＰ４はマウント取付レイン８の後端位置、第５ポイントＰ５は第２ビード部２３ｆの形成位置、第６ポイントＰ６は第３ビード部１４ｆの形成位置を夫々示している。

荷重Ｚが作用すると、フロントフレーム体Ｆは、圧縮変形と車幅方向の折れ変形を積極的に生じさせて衝撃エネルギを吸収する。
図１０に示すように、衝突体がフロントフレーム体Ｆに衝突すると、フロントフレーム体Ｆの第１ポイントＰ１から第２ポイントＰ２までの領域及び第２ポイントＰ２の後側近傍領域に軸圧縮変形が生じる。
第３ポイントＰ３では、第１ビード部１１ｆによって車幅方向外側へ折れ変形（外折れ変形）が発生する。第３ポイントＰ３から第４ポイントＰ４の間では、マウント取付レインＱ等が存在して変形を生じさせることができないため、第２ポイントＰ２と第３ポイントＰ３との間で一旦車幅方向内側に折れ変形（内折れ変形）を生じさせ、第３ポイントＰ３で車幅方向外側へ折れ変形をさせるようにしている。

第５ポイントＰ５では、第２ビード部２３ｆによって車幅方向内側へ折れ変形（内折れ変形）が発生する。第５ポイントＰ５の後側近傍領域では、サブフレーム取付ブラケットＲでサブフレームを取り付け固定し、その後方位置で荷重分散するためにフレーム剛性を高めているから、車幅方向内方側への折れ変形が促進される。第６ポイントＰ６では、第３ビード部１４ｆによって車幅方向外側へ折れ変形が発生する。
以上のように、第３ポイントＰ３と第６ポイントＰ６では、車幅方向外側への折れ変形を生じさせ、第５ポイントＰ５では、車幅方向内側への折れ変形を生じさせることにより、十分に高いＥＡ効率を確保している。

次に、本実施例の車両用フレーム構造における作用、効果を説明する。
まず、圧縮側壁部１１ａ（１４ａ，２３ａ）の厚さｔと隣り合う横仕切壁部１１ｅ（１４ｅ，２３ｅ）の離隔幅ｂとＥＡ効率との相関関係を検証する。
複数の副閉断面ｃによって構成された主閉断面Ｃを有するフロントサイドフレーム２は、単一矩形断面（副閉断面ｃ）フレームの集合体と見做すことができる。即ち、矩形断面フレーム単独のＥＡ効率を検証することで、フロントサイドフレーム２のＥＡ効率を評価することができる。そこで、単一矩形断面の圧縮曲げモデルを準備し、ＣＡＥ（Computer Aided Engineering）による第１の解析を行った。

第１のＣＡＥ解析の前提条件を説明する。
高延性で破断しないと仮定された５０００系アルミ合金材料の材料特性を備えた圧縮曲げモデルを準備し、モデルの支持可能な荷重とモデルが変形するストロークとの相関関係（ＦＳ特性）に基づき座屈モードと荷重特性を検証した（図１４，図１５参照）。
圧縮曲げモデルは、断面（上下）高さを５０（ｍｍ）に固定して、離隔幅ｂと見做した断面（左右）幅ｄを２０、２５、３０、４０、５０、７５（ｍｍ）、板厚ｔを１．０、２．５、３．０、３．５（ｍｍ）に変更した長尺状のモデルＡ１１〜Ａ６４を使用した。
尚、判定する座屈モードは、アルミ合金材料の降伏点前の弾性領域で圧縮曲げモデルが座屈する弾性座屈モード、降伏点後の塑性領域で圧縮曲げモデルが座屈する塑性座屈モード、圧縮曲げモデルが座屈を生じることなく全塑性曲げモーメントが生じる完全弾塑性モードに分類した。

図１１に、ＣＡＥによる解析結果を示す。
モデルＡ１１〜Ａ６４のＦＳ特性を示す各々のグラフの縦軸は荷重（ｋＮ）、横軸はストローク（ｍｍ）である。
図１１に示すように、ｔ／ｄが０．０４０以下のモデルＡ２１，Ａ３１，Ａ４１，Ａ５１，Ａ６１〜Ａ６３は、荷重が急激に落ち込む弾性座屈モードを生じるため、材料の保有する性能を有効に活用できていない。ｔ／ｄが０．０４７であるモデルＡ６４は、塑性座屈モードであるものの、座屈による荷重の落ち込みが大きく、ＥＡ（Energy Absorption）効率に問題がある。これにより、弾性座屈モード、塑性座屈モード、完全弾塑性モードの分類においては、ｔ／ｄが０．０５以上のとき、材料の保有する性能を有効に活用でき、塑性座屈モードで圧縮曲げを実行できることが分かる。
尚、モデルＡ１１は、ｔ／ｄが０．０５０であるものの、弾性領域で複数箇所が座屈する弾性多段座屈モードが生じることから、弾性座屈モード、塑性座屈モード、完全弾塑性モードの何れにも属さないため、今回の分類から除外している。

ｔ／ｄが０．０８８であるモデルＡ４４のとき、座屈を生じることなく、完全弾塑性モードの圧縮曲げを実行することができ、ｔ／ｄが０．１２０であるモデルＡ２３のとき、ＦＳ特性の荷重が略フラットな完全弾塑性モードの圧縮曲げを実行することができる。
これにより、ｔ／ｄが０．０８８以上のとき、材料性能を活用しつつ座屈の発生を回避することができ、ｔ／ｄが０．１２０を超えたとき、ＥＡ効率が飽和することが分かる。
従って、ｔ／ｄが０．０６以上で且つ０．１２以下のとき、弾性座屈の発生を回避して高いＥＡ質量効率（単位質量当たりのＥＡ効率）を確保することができる。
また、ｔ／ｄが０．０８８以上で且つ０．１２以下のとき、完全弾塑性モードを実行でき、更に高いＥＡ質量効率を確保することができる。

次に、横仕切壁部とＥＡ効率との相関関係を検証するにあたり、矩形断面の圧縮曲げモデルを準備し、ＣＡＥによる第２の解析を行った。
第２のＣＡＥ解析の前提条件を説明する。
第１のＣＡＥ解析と同様に、５０００系アルミ合金材料の材料特性を備えた長尺状圧縮曲げモデルＸ１〜Ｘ６を準備し、各モデルのＦＳ特性に基づき荷重特性を検証した。

圧縮曲げモデルは、１つの横仕切壁部が引張・圧縮両壁部に接合されたＸ１（ｔ／ｄ＝０．０６）、２つの横仕切壁部が引張・圧縮両壁部に接合されたＸ２（ｔ／ｄ＝０．０９）、３つの横仕切壁部が引張・圧縮両壁部に接合されたＸ３（ｔ／ｄ＝０．１２）、４つの横仕切壁部が引張・圧縮両壁部に接合されたＸ４（ｔ／ｄ＝０．１５）、及び圧縮側壁部から延びる３つの横仕切壁部が引張側壁部に形成された係合部（係合リブ突出幅Ｈ：１０ｍｍ）に係合したＸ５、引張側壁部から延びる３つの横仕切壁部が圧縮側壁部形成された係合部（係合リブ突出幅Ｈ：１０ｍｍ）に係合したＸ６を使用した。

図１２に、ＣＡＥによる解析結果を示す。
モデルＸ１〜Ｘ４の解析結果から、４つの横仕切壁部を備えたモデルＸ４のＥＡが最も高いものの、質量を考慮すると、３つの横仕切壁部を備えたモデルＸ３が最もＥＡ質量効率が高いことが分かる。また、モデルＸ５，Ｘ６の解析結果から、引張側壁部に係合部を形成したモデルＸ５のＥＡ質量効率は圧縮側壁部に係合部を形成したモデルＸ６のＥＡ質量効率の約１．３倍であることが分かる。尚、ＦＳ特性の縦軸は荷重（ｋＮ）、横軸はストローク（ｍｍ）である。
モデルＸ５は、曲げ変形が進行する程、横仕切壁部が引張側壁部に押し付けられるため、横仕切壁部がモデル全体の強度向上に貢献している。一方、モデルＸ６は、曲げ変形に伴って横仕切壁部が圧縮側壁部から離隔するため、曲げ変形が進行した際、横仕切壁部と係合部との係合が解除され、横仕切壁部がモデルの強度向上に寄与していないことがＥＡ効率低下の理由である。更に、引張側壁部に係合リブを形成することにより、引張側壁部自体の引張強度を向上することができる。

次に、ビードとＥＡ効率との相関関係、縦仕切壁部とＥＡ効率との相関関係及び係合リブの突出幅ＨとＥＡ効率との相関関係を検証するにあたり、矩形断面の圧縮曲げモデルを準備し、ＣＡＥによる第３の解析を行った。
第３のＣＡＥ解析の前提条件を説明する。
第１のＣＡＥ解析と同様に、５０００系アルミ合金材料の材料特性を備えた長尺状圧縮曲げモデルＹ１〜Ｙ１１を準備し、各モデルのＦＳ特性に基づき荷重特性を検証した。

全ての圧縮曲げモデルＹ１〜Ｙ１１には、圧縮側壁部（厚さ２．５ｍｍ）から引張側壁部（厚さ３．０ｍｍ）方向に延びて上下に隣り合う４つの副閉断面を形成する３つの横仕切壁部（厚さ２．０ｍｍ）と、これら３つの横仕切壁部に夫々係合可能な３つの係合部と、圧縮側壁部に主閉断面側へ凹入した上下方向に延びる幅１６ｍｍの折れ変形用のビードが設けられている。モデルＹ１，Ｙ２は、横仕切壁部に係合可能な突出幅１０ｍｍの係合リブが形成されている。モデルＹ１は縦仕切壁部が省略され、モデルＹ２は圧縮側壁部にビードに接合された単一の縦仕切壁部が形成されている。尚、以下、縦仕切壁部は、モデルの長手方向に直交する面に沿うように形成され、圧縮側壁部と上端壁部と下端壁部とに一体形成されている。

モデルＹ３〜Ｙ７は、横仕切壁部に係合可能な突出幅１０ｍｍの係合リブが形成され、圧縮側壁部にビードに接合された中間縦仕切壁部とその中間縦仕切壁部を間に挟む１対の左右縦仕切壁部との計３つの縦仕切壁部を備えている。
モデルＹ３は隣り合う各縦仕切壁部間の間隔が夫々２０ｍｍ、モデルＹ４は隣り合う各縦仕切壁部間の間隔が夫々３０ｍｍ、モデルＹ５は隣り合う各縦仕切壁部間の間隔が夫々４０ｍｍ、モデルＹ６は隣り合う各縦仕切壁部間の間隔が夫々５０ｍｍ、モデルＹ７は隣り合う各縦仕切壁部間の間隔が夫々６０ｍｍに夫々設定されている。
モデルＹ８〜Ｙ１１は、隣り合う縦仕切壁部間の間隔が夫々３０ｍｍに設定されている。
モデルＹ８は突出幅Ｈが３ｍｍの係合リブ、モデルＹ９は突出幅Ｈが５ｍｍの係合リブ、モデルＹ１０は突出幅Ｈが１５ｍｍの係合リブ、モデルＹ１１は突出幅Ｈが２０ｍｍの係合リブが夫々形成されている。

図１３（ａ），図１３（ｂ）に、ＣＡＥによる解析結果を示す。尚、ＦＳ特性の縦軸は荷重（ｋＮ）、横軸はストローク（ｍｍ）である。
モデルＹ１，Ｙ２の解析結果から、縦仕切壁部を形成したモデルＹ２のＥＡ質量効率は縦仕切壁部を省略したモデルＹ１のＥＡ質量効率よりも高いことが分かる。
これは、ビードを起点とした折れ変形が発生する際、縦仕切壁部が上端壁部と下端壁部夫々に連結されていることにより面外変形を抑制しているためである。
また、モデルＹ２のＦＳ特性には、一旦落ち込んだ荷重が再度上昇する立上り部が観察された。これは、ビードを起点とした折れ変形が発生する際、崩壊した縦仕切壁部が圧縮側壁部と引張側壁部との間に介在してビードに対応した位置の断面崩れを抑制しているためである。

モデルＹ３〜Ｙ７の解析結果から、縦仕切壁部間の間隔が３０〜５０ｍｍであるモデルＹ４〜Ｙ６のＥＡ質量効率が２４００（ｋＪ／ｋｇ）よりも高く、この範囲以外のモデルＹ３，Ｙ７のＥＡ質量効率よりも高くなることが分かる。特に、縦仕切壁部間の間隔が３０ｍｍのモデルＹ４のＥＡ質量効率が最も高い値を示している。
これは、変形の起点となるビードに対応した位置に近過ぎ或いは遠過ぎても、縦仕切壁部による面外変形抑制の寄与率が低下するためである。

モデルＹ４，Ｙ８〜Ｙ１１の解析結果から、係合リブの突出幅Ｈが５〜１５ｍｍであるモデルＹ４，Ｙ９，Ｙ１０は、平均荷重が１９．８ｋＮより高く且つＥＡ質量効率が２５００（ｋＪ／ｋｇ）よりも高いことが分かる。
係合リブの突出幅Ｈが小さい程、ＥＡ質量効率は高くなるものの、横仕切壁部と係合部の係合が解除されて横仕切壁部がモデルの強度向上に寄与しない虞があり、突出幅Ｈが１０ｍｍを超えると湯回り等から型設計が難しく生産性が低下する虞がある。

本車両用フレーム構造によれば、アルミ合金製フロントサイドフレーム２において、主閉断面Ｃ内に上下に隣り合う複数の副閉断面ｃを形成するように配設された複数の横仕切壁部１１ｅ（２３ｅ，１４ｅ）を備えているため、軽量化を図りつつ、副閉断面ｃの縦横比を１以下に調整することができる。
これにより、上下幅短縮に伴う圧縮側壁部１１ａ（２３ａ，１４ａ）の弾性座屈周期の短縮化によって弾性座屈を抑制することができ、フロントサイドフレーム２の許容限界荷重を増加することができる。また、隣り合う横仕切壁部１１ｅ（２３ｅ，１４ｅ）の離隔幅をｂ、圧縮側壁部１１ａ（２３ａ，１４ａ）の板厚をｔとしたとき、０．０５≦ｔ／ｂ≦０．１２の関係を満たすように複数の横仕切壁部１１ｅ（２３ｅ，１４ｅ）を形成したため、フレーム材料の弾性領域における座屈発生を回避することができる。

主閉断面Ｃ内に長手方向に直交するように配設され且つ圧縮側壁部１１ａ（２３ａ，１４ａ）と一体形成された複数の縦仕切壁部１１ｂ（２３ｂ，１４ｂ）を形成している。
これにより、複数の縦仕切壁部１１ｂ（２３ｂ，１４ｂ）によって上端壁部１１ｃ（２３ｃ，１４ｃ）及び下端壁部１１ｄ（２３ｄ，１４ｄ）を引っ張るため、圧縮側壁部１１ａ（２３ａ，１４ａ）から伝播した弾性座屈波に起因した上端壁部１１ｃ（２３ｃ，１４ｃ）及び下端壁部１１ｄ（２３ｄ，１４ｄ）の面外方向の変形を抑制することができる。

第１アウタ部分１１（第３インナ部分２３、第４アウタ部分１４）と第１インナ部分２１（第３アウタ部分１３、第４インナ部分２４）が夫々鋳造品で構成されている。以上により、押出成形が困難な主閉断面Ｃ内に配設される複数の横仕切壁部１１ｅ（２３ｅ，１４ｅ）と複数の縦仕切壁部１１ｂ（２３ｂ，１４ｂ）を備えた構造を簡単な方法で圧縮側壁部１１ａ（２３ａ，１４ａ）と一体形成することができる。

圧縮側壁部１１ａ（２３ａ，１４ａ）に長手方向に直交し且つ主閉断面Ｃ側に凹入する第１ビード部１１ｆ（第２，第３ビード部２３ｆ，１４ｆ）が形成され、縦仕切壁部１１ｂ（２３ｂ，１４ｂ）が第１ビード部１１ｆ（第２，第３ビード部２３ｆ，１４ｆ）に夫々接合されている。この構成によって、上端壁部１１ｃ（２３ｃ，１４ｃ）及び下端壁部１１ｄ（２３ｄ，１４ｄ）の面外変形を抑制できるため、フロントサイドフレーム２の許容限界荷重の低下を抑制しながらフロントサイドフレーム２を第１ビード部１１ｆ（第２，第３ビード部２３ｆ，１４ｆ）位置を起点として折れ変形させることができる。しかも、圧縮側壁部１１ａ（２３ａ，１４ａ）の座屈後、崩壊した縦仕切壁部１１ｂ（２３ｂ，１４ｂ）が圧縮側壁部１１ａ（２３ａ，１４ａ）と引張側壁部２１ａ（１３ａ，２４ａ）との間に介在して第１ビード部１１ｆ（第２，第３ビード部２３ｆ，１４ｆ）に対応した位置の断面崩れを抑制するため、ＥＡ効率を増加することができる。

次に、前記実施形態を部分的に変更した変形例について説明する。
１〕前記実施形態においては、フロントサイドフレームの例を説明したが、リヤサイドフレーム、サスクロスメンバ、バンパビーム、センタピラー、インパクトバー等、少なくとも、圧縮荷重と引張荷重とが作用する車両用フレームであれば何れにも適用することができる。

２〕前記実施形態においては、アルミ合金材料として非熱処理型の５０００系を用いた例を説明したが、少なくとも延性と軽量を備えていれば良く、非熱処理型の１０００系、３０００系、４０００系、熱処理型の２０００系、６０００系、７０００系から設計要件に合わせて選択的に採用することができる。
３〕前記実施形態においては、ＥＡ効率の観点から２〜４つの横仕切壁部の例を説明したが、設計上の観点から５つ以上の横仕切壁部を採用しても良い。

４〕前記実施形態においては、２及び３つの縦仕切壁部の例を説明したが、少なくとも折れ変形位置に対応した上端壁部と下端壁部の面外変形を抑制できれば良く、折れ変形位置近傍に１つの縦仕切壁部を設けても良い。また、折れ変形位置近傍に４つ以上の縦仕切壁部を設けても良い。また、縦仕切壁部とビード部とを接合せずに、折れ変形位置近傍に縦仕切壁部を設けることも可能である。

５〕前記実施形態においては、２ヶ所の外折れ変形部分と１ヶ所の内折れ変形部分が形成された車両用フレームの例を説明したが、少なくとも１ヶ所に外折れ変形部分又は内折れ変形部分が形成されれば良く、また、外折れ変形部分と内折れ変形部分の個数は任意に設定可能である。
６〕前記実施形態においては、折れ変形の起点として連続した断面Ｕ字状ビードを採用した例を説明したが、断面Ｖ字状ビードでも良く、また、複数に分断されたビードでも良い。
少なくとも折れ変形の起点になれば良く、表面処理等によって脆弱部を形成しても良い。

７〕その他、当業者であれば、本発明の趣旨を逸脱することなく、前記実施形態に種々の変更を付加した形態で実施可能であり、本発明はそのような変更形態も包含するものである。

Ｖ 車両
２ フロントサイドフレーム
１１ 第１アウタ部分
１１ａ 圧縮側壁部
１１ｂ 縦仕切壁部
１１ｅ 横仕切壁部
１１ｆ 第１ビード部
２１ 第１インナ部分
２１ｂ 係合部
２１ｅ 係合リブ
２１ｆ 係合溝
ｔ （圧縮側壁部）板厚
ｂ （横仕切壁部）離隔幅
Ｈ （係合リブ）突出幅

Claims (4)

1. 圧縮荷重が作用する縦向きの圧縮側壁部を含む圧縮側部分と、引張荷重が作用する縦向きの引張側壁部を含む引張側部分とを備え、前記圧縮側部分と引張側部分の上下端部を夫々接合して長手方向に直交する断面が略矩形状の主閉断面を構成するアルミ合金製車両用フレーム構造において、
   前記圧縮側壁部から引張側壁部に延びると共に前記主閉断面内に上下に隣り合う複数の副閉断面を形成するように配設された複数の横仕切壁部を備え、
   隣り合う横仕切壁部の離隔幅をｂ、圧縮側壁部の板厚をｔとしたとき、
   ０．０６≦ｔ／ｂ≦０．１２
   の関係を満たすように前記複数の横仕切壁部を形成したことを特徴とする車両用フレーム構造。
2. 前記主閉断面内に長手方向に直交するように配設され且つ前記圧縮側壁部と一体形成された１又は複数の縦仕切壁部を形成したことを特徴とする請求項１に記載の車両用フレーム構造。
3. 前記圧縮側部分と引張側部分が夫々鋳造品で構成されたことを特徴とする請求項２に記載の車両用フレーム構造。
4. 前記圧縮側壁部に長手方向に直交し且つ前記主閉断面側に凹入するビードが形成され、
   前記縦仕切壁部が前記ビードに接合されていることを特徴とする請求項２又は３に記載の車両用フレーム構造。