CN103313807B

CN103313807B - 钢板的冲压成形方法

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Publication number: CN103313807B
Application number: CN201280005259.4A
Authority: CN
Inventors: 山野隆行; 岩谷二郎; 木村高行; 浅井达也; 水田直气
Original assignee: Kobe Steel Ltd
Current assignee: Kobe Steel Ltd
Priority date: 2011-01-14
Filing date: 2012-01-12
Publication date: 2015-08-12
Anticipated expiration: 2032-01-12
Also published as: US9463501B2; WO2012096336A1; US20130263637A1; KR101523155B1; US9550221B2; KR20150038695A; US20160214161A1; CN103313807A; CN104690137A; KR101531815B1; KR20130100006A; CN104690137B

Abstract

在深拉深成形的成形后期对鼓凸部(A)进行鼓凸成形时，以100℃～250℃的热温进行深拉深成形工序，且以小于50℃的冷温进行鼓凸成形工序，由此在被深拉深成形的杯状的底部鼓凸成形出鼓凸部(A)，从而能够以可确保高生产率的10mm/sec以上的快的成形速度对包含深拉深成形和鼓凸成形的成形要素的冲压成形部件进行冲压成形，通过使冲压成形中的钢板温度为100℃～350℃，且使进行鼓凸成形的成形后期的成形速度比不进行鼓凸成形的成形前期的成形速度慢，由此防止鼓凸部(A)的裂纹，使冲压成形界限提高，从而能够将包含深拉深成形和鼓凸成形的冲压成形部件由高强度钢板进行冲压成形。

Description

钢板的冲压成形方法

技术领域

本发明涉及钢板的冲压成形方法。

背景技术

在机动车用等的冲压成形部件中存在各种形状的冲压成形部件，在上述的部件的冲压成形中，通常将深拉深成形(deep drawing)、鼓凸成形(bulging)、拉伸翻边成形(stretch flanging)、弯曲成形(bending)等多个成形要素组合。在上述的部件中，作为冲压成形困难的部件，例如存在图8所示的门内板(door inner)那样在主体的底部具有凸状或凹状的鼓凸部A的部件。在这样的部件中，在深拉深成形的成形后期，将鼓凸部A鼓凸成形。作为此种冲压成形部件，除了门内板之外，还列举出门外板(door outer)、前支柱(front pillar)、中央支柱(center pillar)、后底板(rearfloor)、侧门框(side sill)等。需要说明的是，深拉深成形是使材料流入冲模内而进行成形的方法，鼓凸成形是使冲模内的材料延伸而进行成形的方法。

通常，在生产上述的部件的冲压工厂中，为了确保生产率，而以10mm/sec以上的快的成形速度进行冲压成形，在追求高生产率的机动车部件的冲压工厂中，大多以70mm/sec左右的高速的成形速度进行冲压成形。需要说明的是，这里所说的成形速度是指从冲头与坯料接触而实际开始成形到成形结束为止的平均成形速度。

近些年，在机动车领域中，为了提高燃料利用率而削减二氧化碳的排出量，在冲压成形部件中使用高强度钢板(high tensile steel sheet)来使车身轻量化的研究正积极地进展。在一部分的冲压成形部件中也使用抗拉强度为980MPa级以上的高强度钢板。

众所周知，钢板的强度越增加，延性越降低，且冲压成形性也降低。因此，为了能够将强度更高的钢板适用于更宽范围的冲压成形部件，从材料方面出发，强度·延性平衡优良的高强度钢板的开发不断进展，从加工技术的方面出发，使冲压成形界限提高的冲压成形方法的开发不断进展。

作为至今为止开发出的强度·延性平衡优良的高强度钢板，列举出由铁素体相和马氏体相构成的DP(dual phase)钢板、具有残留奥氏体相变诱发塑性的TRIP(transformation induced plasticity)型的钢板等(例如，参照非专利文献1)。最近，作为强度·延性平衡更优良的高强度钢板，还开发出为TRIP型且以贝氏体铁素体为母相的TBF(trip aided bainiticferrite)钢板(例如，参照非专利文献2)。

另一方面，作为提高冲压成形界限的冲压成形方法，提出有：使冲头部的钢板温度为常温以下且使防皱部的钢板温度为150℃以上来进行冲压成形的方法(例如，参照专利文献1)；以TRIP型的钢板为对象，使冲模肩部的模具温度为150℃～200℃，且使冲头肩部的模具温度为-30℃～0℃来进行冲压成形的方法(例如，参照专利文献2)。专利文献1、2所记载的方法中都进行深拉深成形，且都确认了通过防皱部或冲模肩部的局部的热温成形产生的深拉深成形界限的提高效果。

另外，使用TBF钢板，进行调查成形温度对冲压成形性(鼓凸性、深拉深性、拉伸翻边性)产生的影响的各试验，发现了存在鼓凸性、深拉深性及拉伸翻边性比冷温提高的热温温度区域，并报告该试验结果(例如，参照非专利文献3)。非专利文献3所记载的试验中，使鼓凸性试验和拉伸翻边性试验以与实际的冲压工厂中的成形速度(70mm/sec左右)相比相当慢的1mm/min(0.017mm/sec)的成形速度进行。深拉深性试验以200mm/min(3.3mm/sec)的成形速度进行。

【在先技术文献】

【专利文献】

【专利文献1】日本特开2001-246427号公报

【专利文献2】日本特开2007-111765号公报

【非专利文献】

【非专利文献1】小宫幸久著，“机动车用钢铁材料的现状和动向”，R&D神户制钢技报，Vol.52，No.3(2002年12月)，p.2～5

【非专利文献2】粕谷康二、向井阳一著，“合金元素及退火条件对TRIP型贝氏体铁素体钢板的机械的性质产生的影响”，R&D神户制钢技报，Vol.57，No.2(2007年8月)，p.27～30

【非专利文献3】杉本公一等著，“超高强度低合金TRIP型贝氏体铁素体钢板的热温成形性”，铁和钢，Vol.91，No.2(2005年2月)，p.34～40

【发明的概要】

【发明要解决的课题】

包含上述的深拉深成形和鼓凸成形的成形要素的冲压成形部件大多在被进行鼓凸成形的鼓凸部处产生裂纹，从而期望冲压成形性的提高。该鼓凸部处的裂纹在钢板的强度越高时越容易产生，从而也成为阻碍冲压成形部件的高强度化的主要原因。

另外，如图8所示的门内板等部件那样，在主体的底部具有鼓凸部且在深拉深成形的成形后期进行鼓凸成形的冲压成形部件实际上难以进行使用高强度钢板的冲压成形，使用钢板的高强度化不太有进展。

为了提高包含这样的深拉深成形和鼓凸成形的成形要素的冲压成形部件的冲压成形性，且还为了推进这样的冲压成形部件中使用的钢板的高强度化，考虑采用专利文献1、2及非专利文献3所记载的那样的热温成形法，但未报告出以可确保高生产率的10mm/sec以上的快的成形速度对这样的部件进行热温成形的例子。本发明诸发明者确认了如在后面的表7(a)、(b)中作为比较例所示那样，这样的冲压成形部件即使使用强度·延性平衡优良的高强度钢板，在高速的成形速度(70mm/sec)下也无法进行热温成形。

发明内容

因此，本发明的第一课题在于，能够以可确保高生产率的10mm/sec以上的快的成形速度对包含深拉深成形和鼓凸成形的成形要素的冲压成形部件进行冲压成形。

另外，本发明的第二课题在于，抑制生产率的降低，且能够将包含深拉深成形和鼓凸成形的冲压成形部件由高强度钢板进行冲压成形。

【用于解决课题的手段】

为了解决上述第一课题，本发明的第一形态采用一种钢板的冲压成形方法，其包括至少一次深拉深成形工序和至少一次鼓凸成形工序，且使各成形工序中的成形速度为10mm/sec以上，所述钢板的冲压成形方法的特征在于，以100℃～250℃的热温进行所述至少一次深拉深成形工序，以小于50℃的冷温进行所述至少一次鼓凸成形工序。

另外，为了解决上述第二课题，本发明的第二形态采用一种钢板的冲压成形方法，其在深拉深成形的成形后期进行鼓凸成形，所述钢板的冲压成形方法的特征在于，使所述钢板的冲压成形中的温度为100℃～350℃，且使进行所述鼓凸成形的成形后期的成形速度比不进行鼓凸成形的成形前期的成形速度慢。

本发明诸发明者使钢板的温度和成形速度变化，并使用圆筒冲头和冲模来进行深拉深性试验和鼓凸性试验。供试坯料为板厚1.4mm的980MPa级TBF钢板，在鼓凸性试验中，使坯料直径变大，并且使防皱力变大，以免材料流入冲模内。试验条件如以下这样。

(试验条件)

·冲头直径：50mm(肩半径：5mm)

·冲模直径：54mm(肩半径：7mm)

·坯料直径：105mm(深拉深性试验)，150mm(鼓凸性试验)

·防皱力：12tonf(深拉深性试验)，20tonf(鼓凸性试验)

·钢板温度：20℃～350℃

·成形速度：0.1mm/sec，5mm/sec，10mm/sec，70mm/sec

图9(a)、(b)分别表示上述深拉深性试验和鼓凸性试验的结果。根据上述的试验结果，在深拉深性试验中，几乎未看到成形速度的影响，且在100℃～250℃的热温区域中，成形界限高度比室温的冷温提高。另一方面，对于鼓凸性试验，在低速的0.1mm/sec的成形速度下，即使提高钢板温度，成形界限高度也不太降低，在超过250℃的温度区域中，成形界限高度提高，相对于此，在高速的70mm/sec的成形速度中，随着试验温度的上升而成形界限高度降低。

图10是相对于成形速度而将上述鼓凸性试验中的成形界限高度绘图而成的曲线图。由该曲线图可知，以350℃的热温进行鼓凸成形的钢板伴随成形速度的增大而成形界限高度降低，相对于此，以冷温进行鼓凸成形的钢板即使成形速度增大，成形界限高度也不太降低，在10mm/sec以上的成形速度下，以冷温进行鼓凸成形的钢板与以热温进行鼓凸成形的钢板相比，成形界限高度变高。

基于通过这样的试验得到的见解，在本发明的第一形态中，以100℃～250℃的热温进行至少一次深拉深成形工序，且以小于50℃的冷温进行至少一次鼓凸成形工序，由此能够以可确保高生产率的10mm/sec以上的快的成形速度对包含深拉深成形和鼓凸成形的成形要素的冲压成形部件进行冲压成形。需要说明的是，这里定义的深拉深成形工序是指深拉深成形占该工序中的成形要素的一多半的工序，鼓凸成形工序是指鼓凸成形占该工序中的成形要素的一多半的工序。

通过使所述钢板为在组织中含有3体积％以上残留奥氏体的钢板，由此成为强度·延性平衡优良的钢板，从而能够进一步提高鼓凸成形界限。

通过使含有3体积％以上所述残留奥氏体的钢板为以贝氏体铁素为母相的钢板，由此成为强度·延性平衡更加优良的钢板，从而能够进一步提高鼓凸成形界限，能够推进冲压成形部件的高强度化，且能够使向冲压成形部件的适用范围扩大。

对于含有3体积％以上所述残留奥氏体的钢板，通过在所述热温的深拉深成形工序之后进行所述冷温的鼓凸成形工序，由此能够进一步提高冷温的鼓凸成形工序中的成形界限。

本发明诸发明者使用残留奥氏体量为3体积％以上的980MPa级TBF钢板，进行在以热温(100℃、200℃)施加了拉伸的预应变之后以冷温进行拉伸的拉伸试验，与未施加预应变而以冷温或热温(100、200℃)进行拉伸的拉伸试验的结果来比较总伸长率。拉伸试验片为板厚1.4mm的JIS13号B试验片，拉伸速度为高速的17mm/sec。

图11表示上述拉伸试验的结果。根据上述的试验结果，以热温施加了拉伸的预应变的试验片中，施加了预应变的总伸长率都比未施加预应变的冷温拉伸试验的总伸长率大幅提高。需要说明的是，未施加预应变的热温拉伸试验中的总伸长率比冷温拉伸试验的总伸长率低。通过以热温施加拉伸的预应变而总伸长率提高的理由认为是，在以100℃或200℃的热温施加了预应变时，仅通过母相的变形取得延伸率，在之后的冷温拉伸时，能够充分利用保存的残留奥氏体的塑性诱发相变而实现高延性。即，相对于未施加预应变的冷温拉伸试验的总伸长率的提高量相当于热温的拉伸预应变时得到的母相的伸长率变形量。根据这样的试验结果，对于残留奥氏体量为3体积％以上的钢板，在热温的深拉深成形工序之后进行冷温的鼓凸成形工序，由此能够期待进一步提高冷温的鼓凸成形工序中的成形界限。

通过在同一冲压行程内进行所述热温的深拉深成形工序和所述冷温的鼓凸成形工序，由此能够减少冲压行程数。

另外，基于通过所述试验得到的见解，在本发明的第二形态中，使钢板的冲压成形中的温度为100℃～350℃，在这样的温度区域中，鼓凸成形伴随成形速度的增大而成形界限高度显著降低，通过仅使进行该鼓凸成形的成形后期的成形速度比仅进行深拉深成形而不受成形速度的影响的成形前期的成形速度慢，由此能够抑制生产率的降低，从而能够将包含深拉深成形和鼓凸成形的冲压成形部件由高强度钢板进行冲压成形。

优选所述成形后期的成形速度为10mm/sec以下，且优选所述成形前期的成形速度为10mm/sec以上。该成形速度的界限值基于图10的试验结果而得到，能够使鼓凸成形界限比冷温提高。

通过使所述钢板的抗拉强度为980MPa以上，且优选使所述钢板为在组织中含有3体积％以上残留奥氏体的钢板，由此能够成为强度·延性平衡优良的钢板，从而能够进一步提高鼓凸成形界限。

【发明效果】

本发明的钢板的冲压成形方法的第一形态中，以100℃～250℃的热温进行至少一次深拉深成形工序，且以小于50℃的冷温进行至少一次鼓凸成形工序。因此，能够以可确保高生产率的10mm/sec以上的快的成形速度对包含深拉深成形和鼓凸成形的成形要素的冲压成形部件进行冲压成形。

本发明的钢板的冲压成形方法的第二形态中，使钢板的冲压成形中的温度为100℃～350℃，且使进行鼓凸成形的成形后期的成形速度比不进行鼓凸成形的成形前期的成形速度慢。因此，能够抑制生产率的降低，能够将包含深拉深成形和鼓凸成形的冲压成形部件由高强度钢板进行冲压成形，能够推进冲压成形部件的高强度化，且能够使向冲压成形部件的适用范围扩大。

附图说明

图1是表示实施本发明的钢板的冲压成形方法的冲压模具的纵剖视图。

图2是表示第一实施方式的冲压成形方法中的冲压成形工序的示意剖视图。

图3是表示通过图1的冲压成形工序成形出的冲压成形品的纵剖视图。

图4是表示将图1的冲压成形工序的各工序中的成形进行到成形界限时的合计成形高度与初期残留奥氏体量的关系的曲线图。

图5是表示第二实施方式的冲压成形方法中的冲压成形工序的示意剖视图。

图6是表示第三实施方式的冲压成形方法中的冲压成形工序的示意剖视图。

图7(a)、(b)、(c)是表示第四实施方式的冲压成形方法中的冲压成形工序的剖视图。

图8是表示包含深拉深成形和鼓凸成形的冲压成形部件的例子的外观立体图。

图9(a)、(b)分别是表示深拉深性试验和鼓凸性试验的结果的曲线图。

图10是表示图6(b)的鼓凸性试验中的成形速度与成形界限高度的关系的曲线图。

图11是表示以热温施加了预应变的拉伸试验的结果的曲线图。

具体实施方式

以下，基于附图，对本发明的实施方式进行说明。图1表示实施本发明的钢板的冲压成形方法的冲压模具。该冲压模具包括：在头部形成有圆形凹部1a的向上的圆筒冲头1；圆筒冲头1所进入的向下的冲模2；将坯料B的凸缘部向冲模2按压的防皱板3；朝向圆筒冲头1的凹部1a的向下的球头冲头4。需要说明的是，圆筒冲头1的直径为50mm，且肩半径和凹部1a的肩半径为5mm，冲模2的直径为54mm，且肩半径为7mm，球头冲头4的直径为10mm。

图2表示实施第一实施方式的冲压成形方法的冲压成形工序。该冲压成形工序包括以热温进行深拉深成形的第一工序；以冷温进行鼓凸成形的第二工序。在所述第一工序中，使圆筒冲头1、冲模2及防皱板3升温到规定的温度，且使与上述的冲压模具接触的坯料B的温度也上升，之后使圆筒冲头1向冲模2进入而以热温进行深拉深成形。坯料B可以预先使用炉子等升温到规定的温度。在第二工序中，将圆筒冲头1、冲模2、防皱板3及进行深拉深成形后的杯状的半成形品冷却到室温，之后使预先成为室温的球头冲头4进入到圆筒冲头1的圆形凹部1a中，在杯状的半成形品的底部以冷温进行凹状的鼓凸成形。

图3表示这样成形的钢板的冲压成形品。该冲压成形品在被进行深拉深成形的主体的底部鼓凸成形出凹状的鼓凸部A。冲压成形品的尺寸中，内径D为50mm，深拉深成形高度Hd为30mm，且鼓凸成形高度Hs可变。

【实施例1】

准备TBF钢板和DP钢板各两种即合计四种钢板。上述的钢板的化学成分在表1中示出，机械的特性和显微组织结构在表2中示出。机械的特性通过使用了JIS13号B试验片的拉伸试验求出，显微组织中的残留奥氏体量通过X射线衍射法测定。各钢板都是板厚为1.4mm的980MPa级高强度冷轧钢板。各TBF钢板1、2的总伸长率和均匀伸长率都超过各DP钢板1、2，且强度-延性平衡也更优良。并且，残留奥氏体量以TBF钢板1、TBF钢板2、DP钢板1、DP钢板2的顺序增多，且除了DP钢板2之外都为3体积％以上。

[表1]

[表2]

首先，将从TBF钢板1和DP钢板1得到的供试验的各坯料通过图2所示的冲压成形工序而成形为图3所示的冲压成形品。各坯料的直径为103mm。第一及第二工序中的成形速度都为70mm/sec。另外，对于TBF钢板1而言，第一工序中的深拉深成形高度为Hd＝30mm，第二工序中的鼓凸成形高度为Hs＝8mm，对于DP钢板1而言，深拉深成形高度为Hd＝28mm，鼓凸成形高度为Hs＝7mm。作为实施例，进行如下这样的冲压成形：使第一工序中的冲模和冲头的各接触部的钢板温度在100～250℃的范围内变化，并使第二工序中的钢板温度在与冲模接触的接触部处为40℃，且在与冲头接触的接触部处为25℃(实施例A～C)。另外，作为比较例，还进行使第一及第二工序中的冲模和冲头的各接触部的钢板温度都为25℃的全部冷温下的冲压成形(比较例A)、使第一工序中的冲模和冲头的各接触部的钢板温度为200℃且使第二工序中的冲模和冲头的各接触部的钢板温度为350℃的全部热温下的冲压成形(比较例B)。需要说明的是，防皱板3对冲模2的按压力在第一工序中为12tonf，在第二工序中为20tonf。

表3(a)、(b)分别表示关于TBF钢板1和DP钢板1的实施例与比较例的冲压成形结果。在任一钢板的情况下，各实施例A～C的钢板都得到良好的冲压成形结果。相对于此，比较例A的钢板在第一工序中产生裂纹而无法实施第二工序。另外，比较例B的钢板虽然在第一工序中能够成形，但在第二工序中产生裂纹。需要说明的是，对于上述的成为不能成形的比较例A中的深拉深成形高度Hd和比较例B中的鼓凸成形高度Hs而言，都是强度·延性平衡优良的TBF钢板比DP钢板高。

[表3(a)]

[表3(b)]

接着，使用从TBF钢板1、2及DP钢板1、2得到的供试验的直径为103mm的各坯料，使所述第一工序的深拉深成形中的钢板温度为200℃，且使第二工序的鼓凸成形中的钢板温度为25℃，来进行将各工序中的深拉深成形高度Hd和鼓凸成形高度Hs成形到成形界限的冲压成形。需要说明的是，第二工序中的鼓凸成形高度Hs为最大8mm。防皱板3对冲模2的按压力在第一工序中为12tonf，在第二工序中为20tonf。

该冲压成形结果在表4中示出。在表4中一并记载了第一工序中的最大成形载荷和第一工序后的残留奥氏体量。初期的残留奥氏体量最多的TBF钢板1在第一工序中超过深拉深成形界限而拉深穿透，并且在第二工序中的鼓凸成形高度Hs也成为最大的8mm。残留奥氏体量第二多的TBF钢板2在第一工序中的深拉深成形高度Hd为30mm，在第二工序中的鼓凸成形高度Hs达到最大的8mm。与此相对，各DP钢板1、2的深拉深成形高度Hd都比TBF钢板2低，且鼓凸成形高度Hs也未达到最大的8mm。另外，第一工序中的最大成形载荷以初期残留奥氏体量从多至少的顺序而降低，TBF钢板1最低。第一工序后的残留奥氏体量也以初期残留奥氏体量从多至少的顺序而增多。

[表4]

图4是相对于初期残留奥氏体量而将表4所示的第一工序中的深拉深成形高度Hd和第二工序中的鼓凸成形高度Hs的合计成形高度Hd+Hs绘图而成的曲线图。曲线图中所示的基准成形高度是第一及第二工序中都以冷温对590MPa级高强度钢板(总伸长率25％)进行冲压成形时的合计成形高度Hd+Hs(26+8＝34mm)。根据该曲线图可知，初期残留奥氏体量越多，第一及第二工序的合计成形高度Hd+Hs越高，当初期残留奥氏体量成为3体积％以上时，与以冷温对强度远远降低的590MPa级高强度钢板进行冲压成形的情况相比，成形界限得以提高。

图5表示实施第二实施方式的冲压成形方法的冲压成形工序。该冲压成形工序包括以冷温进行鼓凸成形的第一工序和以热温进行深拉深成形的第二工序。冲压机械和冲压模具使用与第一实施方式相同的冲压机械和冲压模具。该实施方式中，在第一工序中，使圆筒冲头1、冲模2、防皱板3及球头冲头4为室温，且在由冲模2和防皱板3夹持的坯料B的中央部使球头冲头4进入到圆筒冲头1的圆形凹部1a中来进行鼓凸成形。在第二工序中，使圆筒冲头1、冲模2、防皱板3及球头冲头4升温到规定的温度，并且使与上述的冲压模具接触的坯料B的温度也上升，之后使圆筒冲头1进入到冲模2中来进行深拉深成形。

【实施例2】

将从表1及表2所示的TBF钢板1和DP钢板1得到的供试验的各坯料通过图5所示的冲压成形工序而成形为图3所示的冲压成形品。各坯料的直径为103mm，各工序中的成形速度为70mm/sec。另外，对于TBF钢板1而言，第一工序中的鼓凸成形高度为Hs＝8mm，第二工序中的深拉深成形高度为Hd＝30mm，对于DP钢板1而言，鼓凸成形高度为Hs＝7mm，深拉深成形高度为Hd＝28mm。作为实施例，进行第一工序中的冲模和冲头的各接触部的钢板温度为25℃，且第二工序中的冲模和冲头的各接触部的钢板温度在100℃～250℃的范围内变化的冲压成形(实施例D～F)。另外，作为比较例，还进行使第一及第二工序中的冲模和冲头的各接触部的钢板温度都为25℃的全部冷温下的冲压成形(比较例C)、使第一工序中的冲模和冲头的各接触部的钢板温度为350℃且使第二工序中的冲模和冲头的各接触部的钢板温度为200℃的全部热温下的冲压成形(比较例D)。任一情况下，防皱板3对冲模2的按压力在第一工序中都为12tonf，在第二工序中都为20tonf。

表5(a)、(b)表示关于各个钢板的实施例与比较例的冲压成形结果。在TBF钢板1及DP钢板1的任一情况下，各实施例D～F的钢板都得到良好的冲压成形结果。相对于此，比较例C的钢板虽然在第一工序中能够成形，但在第二工序中产生裂纹。另外，比较例D的钢板在第一工序中产生裂纹而无法实施第二工序。需要说明的是，对于上述的不能成形的比较例C中的深拉深成形高度Hd和比较例D中的鼓凸成形高度Hs而言，都是强度·延性平衡优良的TBF钢板1比DP钢板1高。

[表5(a)]

[表5(b)]

根据以上的实施例1及实施例2中的冲压成形结果，在以100℃～250℃的热温进行深拉深成形工序且以小于50℃的冷温进行鼓凸成形工序的本发明的冲压成形方法中，即使使用高强度钢板，也能够以可确保高生产率的高速的成形速度得到良好的冲压成形结果，能够推进冲压成形部件的高强度化，并且还能够扩大高强度钢板向冲压成形部件的适用范围。

在表示所述TBF钢板1的冲压成形结果的表3(a)及表5(a)中，关于热温的深拉深成形中的冲模和冲头的各接触部的钢板温度为200℃的实施例A和实施例D而言，一并记载了测定冲压成形品的鼓凸部A中央处的板厚减少率的结果。在热温的深拉深成形工序之后进行冷温的鼓凸成形工序的实施例A与在热温的深拉深成形工序之前进行冷温的鼓凸成形工序的实施例D相比，鼓凸部A的板厚减少率变小5％左右，能够期待进一步提高成形界限。该板厚减少率的测定结果与图11所示的拉伸试验的结果较好地对应，在实施例A中，认为在第一工序的深拉深成形中仅通过母相的变形来取得伸长率，在第二工序的鼓凸成形中，能够充分利用保存的残留奥氏体的塑性诱发相变而实现高延性。

图6表示实施第三实施方式的冲压成形方法的冲压成形工序。该冲压成形工序在同一冲压行程内进行第一工序和第二工序，第一工序中以热温进行深拉深成形，第二工序中以冷温进行鼓凸成形。冲压机械和冲压模具使用与第一实施方式相同的冲压机械和冲压模具。但是，进行鼓凸成形的球头冲头4在顶部设有喷出制冷剂的制冷剂喷出口4a。作为制冷剂，可以使用空气、水、油等。

在该实施方式中，使圆筒冲头1、冲模2及防皱板3升温，并使与上述的冲压模具接触的坯料B的温度也上升，之后在成为第一工序的冲压行程的前期，使圆筒冲头1进入到冲模2中而以100～250℃的范围的热温进行深拉深成形，在成为第二工序的冲压行程的后期，从球头冲头4的喷出口4a喷出制冷剂，来对深拉深成形后的杯状的半成形品的底部进行冷却，从而以小于50℃的冷温在该底部进行凹状的鼓凸成形。需要说明的是，对杯状的半成形品的底部进行冷却的制冷剂也可以从圆筒冲头1侧喷射。

并且，图7表示使用所述冲压模具来对坯料B进行冲压成形的过程。首先，如图7(a)所示，当圆筒冲头1进入到冲模2时，坯料B的凸缘部的材料向冲模2内流入而开始深拉深成形。该深拉深成形高度伴随成形的进行而增大，如图7(b)所示，使球头冲头4与处于圆筒冲头1头部的材料抵接。当进一步进行成形时，如图7(c)所示，深拉深成形高度进一步增大，并且处于圆筒冲头1头部的材料通过球头冲头4向圆筒冲头1的圆形凹部1a中进行鼓凸成形。

【实施例3】

将从表1及表2所示的TBF钢板2、DP钢板1及DP钢板2这合计3种钢板得到的供试验的各坯料安置在图1所示的冲压模具内，来成形出图3所示的冲压成形品。各坯料的直径为103mm。并且，鼓凸成形高度Hs为8mm。在上述的冲压成形时，使冲压成形中的钢板温度θ在室温～350℃的范围内变化。冲压成形中的钢板温度θ通过使坯料与升温到规定的温度的冲压模具接触规定时间来确保。也可以预先使用炉子等将坯料升温到规定的温度。另外，仅进行深拉深成形的成形前期(S＝0～22mm)的成形速度V1假定实际的冲压工厂中的成形速度而设为高速的70mm/sec，并使成形后期(S＝22～30mm)的成形速度V2在0.1～70mm/sec的范围内变化。需要说明的是，在一部分的坯料中，也使成形前期的成形速度V1变化。防皱板3对冲模2的按压力从图7(a)到图7(b)为12tonf，从图7(b)到图7(c)为20tonf。

表6(a)、(b)、(c)分别表示关于TBF钢板2和各DP钢板1、2的钢板温度θ为200℃时的冲压成形结果。在残留奥氏体量为3体积％的DP钢板1中，在成形后期的成形速度V2为2.5mm/sec以下时能够成形，在残留奥氏体量为2体积％的DP钢板2中，在成形后期的成形速度V2仅为极端慢的0.1mm/sec时才能够成形。与此相对，在残留奥氏体量为8体积％且强度-延性平衡更加优良的TBF钢板2中，在成形后期的成形速度V2为10mm/sec以下时能够成形。需要说明的是，在成形速度V2比上述的界限速度快的钢板中，都在所述鼓凸部A上产生裂纹而不能成形。因此，残留奥氏体量为3体积％以上的钢板可以期待能够以使生产率不那么降低的成形速度进行成形后期的鼓凸成形。

[表6(a)]

[表6(b)]

[表6(c)]

表7(a)、(b)分别表示关于TBF钢板2和DP钢板1的使钢板温度θ变化时的冲压成形结果。对于TBF钢板2，使成形前期的成形速度V1与成形后期的成形速度V2的组合为V1＝70mm/sec、V2＝10mm/sec，对于DP钢板1，使成形前期的成形速度V1与成形后期的成形速度V2的组合为V1＝70mm/sec、V2＝2.5mm/sec。作为比较例，V1＝V2＝70mm/sec，表示整个成形期间为高速的冲压成形结果。

[表7(a)]

[表7(b)]

根据上述的冲压成形结果，对于TBF钢板2及DP钢板1任一个而言，钢板温度θ为100℃～350℃的范围且成形速度V2分别为较慢的2.5mm/sec、10mm/sec的实施例的钢板都能够成形。另外，整个成形期间为高速(70mm/sec)的比较例的钢板即使钢板温度θ为100℃～350℃的范围，在鼓凸部A上也产生裂纹而不能成形。

根据以上的冲压成形结果，本发明的钢板的冲压成形能够显著提高包含深拉深成形和鼓凸成形的成形困难的冲压成形部件的成形界限，能够推进冲压成形部件的高强度化，并且能够扩大高强度钢板向冲压成形部件的适用范围，其中，本发明的钢板的冲压成形中的钢板温度为100℃～350℃，进行鼓凸成形的成形后期的成形速度比不进行鼓凸成形的成形前期的成形速度慢。

表8(a)、(b)分别表示关于TBF钢板2和DP钢板1的使冲压成形时的凸缘部的钢板温度θ1和鼓凸部A的钢板温度θ2分别变化来调查能否冲压成形和鼓凸部A中的板厚减少率的结果。对于TBF钢板2，所述成形前期的成形速度V1与成形后期的成形速度V2的组合为V1＝70mm/sec、V2＝10mm/sec，对于DP钢板1，所述成形前期的成形速度V1与成形后期的成形速度V2的组合为V1＝70mm/sec、V2＝2.5mm/sec。凸缘部的钢板温度θ1与鼓凸部A的钢板温度θ2的组合为使钢板温度θ1以200℃固定且使钢板温度θ2在100～400℃的范围内变化的系列的组合、使钢板温度θ2以350℃固定且使钢板温度θ1在100～400℃的范围内变化的系列的组合。作为比较例，还示出两方的钢板温度θ1、θ2为室温的调查结果。

[表8(a)]

[表8(b)]

根据表8(a)、(b)所示的调查结果，将钢板温度θ1、θ2在100℃～350℃的范围内组合的实施例的钢板中，TBF钢板2和DP钢板1都能够成形，对于鼓凸部A的板厚减少率而言，强度·延性平衡优良的TBF钢板2比DP钢板1少。尤其是对于凸缘部的钢板温度θ1为200℃且鼓凸部A的钢板温度θ2为350℃的钢板而言，板厚减少率在TBF钢板中为最少的12％，在DP钢板1中为最少的14％，可以期待作为能够使困难的冲压成形部件的成形界限进一步提高的最佳的温度条件。需要说明的是，钢板温度θ1、θ2都为400℃的比较例的钢板不能成形认为是由于在400℃下，残留奥氏体分解，从而抑制TRIP效果的表现，使延性降低的缘故。

在上述的各实施方式中，深拉深成形工序和鼓凸成形工序分别各进行一次，而本发明的冲压成形方法还能够采用于上述的任一工序存在两次以上的方法或包括拉伸翻边工序、弯曲工序、冲裁工序等其他工序的方法。需要说明的是，在包括冲裁工序的方法中，通过与热温的深拉深成形工序同时进行冲裁工序，从而还能够期待冲裁载荷的降低。

另外，在上述的实施例中，钢板为980MPa级的TBF钢板及DP钢板，而本发明的钢板的冲压成形方法没有限定为这样的980MPa级的DP钢板或TBF钢板，能够适用于包括软钢板的任意钢种的任意的强度级的钢板。

另外，在上述的实施例中，在同一冲压成形工序中进行成形前期和成形后期，在成形前期中仅进行深拉深成形，在成形后期中进行鼓凸成形，但也可以将上述的成形前期和成形后期分给不同的冲压成形工序来进行。

【符号说明】

A…鼓凸部

B…坯料

1…圆筒冲头

1a…凹部

2…冲模

3…防皱板

4…球头冲头

4a…制冷剂喷出口

Claims

1.一种钢板的冲压成形方法，其在深拉深成形的成形后期进行鼓凸成形，所述钢板的冲压成形方法的特征在于，

使所述钢板的冲压成形中的温度为100℃～350℃，且使进行所述鼓凸成形的成形后期的成形速度比不进行鼓凸成形的成形前期的成形速度慢，

使所述成形后期的成形速度为10mm/sec以下。

2.根据权利要求1所述的钢板的冲压成形方法，其特征在于，

使所述成形前期的成形速度为10mm/sec以上。

3.根据权利要求1或2所述的钢板的冲压成形方法，其特征在于，

所述钢板的抗拉强度为980MPa以上。

4.根据权利要求3所述的钢板的冲压成形方法，其特征在于，

使所述钢板为在组织中含有3体积％以上的残留奥氏体的钢板。

5.根据权利要求4所述的钢板的冲压成形方法，其特征在于，

使含有3体积％以上的所述残留奥氏体的钢板为以贝氏体铁素体为母相的钢板。