JP2008307979A - シャーシフレーム - Google Patents
シャーシフレーム Download PDFInfo
- Publication number
- JP2008307979A JP2008307979A JP2007156426A JP2007156426A JP2008307979A JP 2008307979 A JP2008307979 A JP 2008307979A JP 2007156426 A JP2007156426 A JP 2007156426A JP 2007156426 A JP2007156426 A JP 2007156426A JP 2008307979 A JP2008307979 A JP 2008307979A
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- modulus
- young
- chassis frame
- steel
- cross
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Pending
Links
Images
Landscapes
- Body Structure For Vehicles (AREA)
Abstract
【解決手段】間隔をおいて配置される一対のサイドレールとこれらのサイドレールを連結するクロスメンバで構成されるシャーシフレームにおいて、少なくともサイドレール2の一部または全部は、圧延方向のヤング率が215GPa超290GPa以下である高ヤング率鋼板で構成され、上記高ヤング率鋼板は、その圧延方向がサイドレール2の長手方向となるように配置され、上記クロスメンバ3に固着されていることを特徴とする。
【選択図】図1
Description
さらに前記「断面コの字形」のサイドレール11あるいはクロスメンバ12については、図21(a)(b)に示すようなリップのあるもの、図21(c)(d)(e)に示すような折れ曲がり部が直角でなく鋭角や鈍角のもの、あるいは図21(f)(g)(h)に示すような断面コの字形を構成する辺が直線でないものや,リブが施されるものについても、幾何学的には「断面コの字形」と類似であり、図1に示す単純な断面コの字形部材を用いた場合と同じ性状を示す。
前記「断面箱形」のサイドレール11あるいはクロスメンバ12については,図22(a)(b)(c)に示す断面台形、断面平行四辺形、断面四辺形はもちろんのこと、図22(d)(e)に示す断面不等辺多角形(不直線部を有するものを含む)や、図22(f)に示すリブが施されるものについても、幾何学的には「断面箱形」と類似であり、図2に示す単純な箱形部材を用いた場合と同じ性状を示す。
本発明は、これらの問題点に鑑みて案出されたものであり、その目的は、各部材の寸法や板厚を増さずに鋼材の剛性を高め、そのような鋼材を使用して剛性を高めたサイドレールあるいはクロスメンバを組み込んだシャーシフレームとすることにより、曲げ剛性および捩れ剛性の高いシャーシフレームを提供することにある。
また、第2発明では、第1発明のシャーシフレームにおいて、クロスメンバは、圧延方向のヤング率が215GPa超290GPa以下である高ヤング率鋼板で構成され、上記ヤング率鋼板は、その圧延方向がクロスメンバの長手方向となるように配置され、上記サイドレールに固着されていることを特徴とする。
また、第3発明では、第1発明または第2発明のシャーシフレームにおいて、クロスメンバは、圧延直行方向のヤング率が215GPa超290GPa以下である高ヤング率鋼板で構成され、上記高ヤング率鋼板は、その圧延直行方向がクロスメンバの長手方向となるように配置され、上記サイドレールに固着されていることを特徴とする。
また、第4発明では、第1発明に記載のシャーシフレームにおいて、少なくともクロスメンバの一部が、ヤング率が215GPa超290GPa以下である高ヤング率鋼板で構成されることを特徴とする。
図2(b)は、本発明の他の形態のシャーシフレーム1におけるサイドレール2またはクロスメンバ3として箱形断面の部材5の構成図である。図2(a)には、前記の部材5または断面コの字形鋼4を使用したシャーシフレーム1が示されており、間隔をおいて並行して配置される一対のサイドレール2は、これに直角に配置されると共に、その長手方向に間隔をおいて並行にクロスメンバ3が配置されて、クロスメンバ3の端部取付け部がサイドレール2に固着されてシャーシフレーム1が構成されている。
すなわち、上記高ヤング率鋼板は、その圧延方向がサイドレール2の長手方向となるように配置されて使用され、あるいは圧延方向がクロスメンバ3の長手方向となるように配置される。このように高ヤング率鋼板の圧延方向が部材の長手方向となるように、サイドレール2の一部または全部あるいはクロスメンバ3の一部または全部、好ましくは、サイドレール2の全部およびクロスメンバ3の全部に高ヤング率鋼板が使用される。
(実施例1)
L方向(圧延方向)にヤング率の高い鋼材(例えば、高ヤング率鋼板)は、素材の特性上、L方向と45°の角度をなすD方向のヤング率が低くなる傾向を示す。
図3は、L方向(圧延方向)からの角度(°)とヤング率の関係の一形態を示したものである(方位0°がL方向、方位45°がD方向,方位90がC方向(圧延直行方向)であり、図中では、L,D,Cと表記)が、図4〜図6に示す実施例1のシャーシフレーム1では、このL方向高ヤング率鋼を利用して構成したシャーシフレーム1の形状詳細と、定量的効果を説明する。
図4(a)は、長さ8400mm、幅850mm、高さ300mmのシャーシフレーム1の斜視図を示し、(b)は前記シャーシフレーム1を構成するサイドレール2およびクロスメンバ3の断面図である。サイドレール2、クロスメンバ3は、両者共に板厚7.0mmであり、図4(b)に示す□300×90(mm)の箱型断面を有する部材である。また各々の部材同士は、それぞれの接続部で溶接により接合されている。ここでは、溶接のほか、ボルト接合、ドリルねじ接合、リベット、接着などで接合した場合でも同じ効果が得られる。
シャーシフレーム1に作用する代表的な外力として、図5(a)から(c)に示す3種類の力(Pa,Pb,Pc)が加わったときの構造性能を、ヤング率が205GPaである一般的な鋼材を利用したシャーシフレーム10の場合と比較し、本実施例におけるシャーシフレーム1との構造的な改良効果を定量的に示す。ここで、図5の中で、(a)は曲げ剛性、(b)は捻れ剛性、(c)は曲げ捻れ剛性に関する性能を各々評価することができる。図5中、いずれのシャーシフレーム10,1の場合も、同図(a)の場合では、シャーシフレーム10,1の一端側よりの中間部におけるサイドレール2およびクロスメンバ3を、左右の拘束部材6、7で挟持するように拘束して支持し、他端側よりの中間部に、鉛直方向の力(荷重)PaおよびPbを負荷している。同図(b)では、他端側よりの中間部に、鉛直方向の力Paおよび方向の異なる力Pcを負荷している。同図(c)では、左右の拘束部材6、7の片側を設けないで、前記(b)と同様に他端側に方向の異なる鉛直力Pa,Pbを負荷している。図6には、力(荷重)Pa,Pb,Pcのシャーシフレーム10,1の作用位置が示されている。
それぞれのシャーシフレーム10,1の評価結果は、図7に示すとおりであり、同図(b)に示す捻れ剛性、同図(c)に示す曲げ捻れ剛性は僅かに低下するが、同図(a)に示す曲げ剛性を高めることができる。すなわち、本発明のシャーシフレーム1により、トラック車両構造で最重要とされるシャーシフレーム1の曲げ剛性を、フレーム重量を増加させずに高めることができる。
なお、図7では、ヤング率が205GPaの一般的な鋼材を用いたシャーシフレーム10の場合の結果を基準値(=1.0)とし、図中の白色棒グラフで示す。図3に示す特徴を有するL方向高ヤング率鋼を用いたシャーシフレーム1の場合を一般的な鋼材のシャーシフレーム10結果で基準化した比率を、図中の黒色棒グラフで、図10に示す特徴を有するL方向高ヤング率鋼を用いたシャーシフレーム10の場合を一般的な鋼材のシャーシフレーム10の結果で除して無次元化し基準化した比率を斜線付き棒グラフで示す。
実施例1で示したものと同じL方向高ヤング率鋼を、コの字形断面を有する部材にロール成形あるいはプレス成形により加工し、実施例1と同様の外形寸法および構成を有するシャーシフレーム1に適用した実施例2について説明する。
図8は、長さ8400mm、幅850mm、高さ300mmのシャーシフレーム10,1の斜視図である。サイドレール2、クロスメンバ3はいずれも図8(b)に示す⊂300×90(mm)のコの字形断面の部材である。また、サイドレール2およびクロスメンバ3の各々の部材同士は、それぞれの接続部で溶接により接合されている。
なお、図9では、ヤング率が205GPaの一般的な鋼材を用いたシャーシフレーム10の場合の結果を基準値(=1.0)とし、図中の白色棒グラフで示す。図3に示す特徴を有するL方向高ヤング率鋼を用いたシャーシフレーム1の場合を、一般的な鋼材のシャーシフレーム10の結果で除して無次元化し基準化した比率を図中の網目状黒色棒グラフで示す。
このように、コの字形断面のサイドレール2およびクロスメンバ3で構成されるシャーシフレーム1の場合では、曲げ剛性、捻れ剛性、曲げ捻れ剛性を同時に高めることができ、トラック車両の構造性能や安全性を、更に効率よく向上させることができる。
本願で対象とするL方向(圧延方向)にヤング率の高い鋼材は、板厚方向に全て均一なヤング率を有していなくても良く、L方向への板厚方向の平均化したヤング率が高ければ、板厚方向にヤング率が均一である場合と同等の効果が得られる。実施例3では、鋼材表層部のL方向ヤング率が特に高い、L方向高ヤング率鋼を利用して構成したシャーシフレーム1の形状詳細と、定量的効果を説明する。
図10に示す線図中(a)は、鋼材両面表層25%のヤング率の特性であり、図10中の(b)は、鋼材中心部50%のヤング率の特性である。L方向ヤング率は、図10の(a)に示す表層ヤンゲ率の方が、図10の(b)に示す中心層よりも高くなっている。また、図10中の(c)は、板厚方向に分布するヤング率の数値平均を示している。
この鋼材を利用して、実施例2と同様のシャーシフレーム(コの字形断面を有する部材を利用)を構成した場合の評価結果は、図11である。曲げ剛性、捻れ剛性、曲げ捻れ剛性ともに、実施例2の場合とほぼ同様であり、構造性能についても同じであるといえる。
なお、図11では、ヤング率が205GPaの一般的な鋼材を用いたシャーシフレーム10の場合の結果を基準値(=1.0)とし、図中の白色棒グラフで示す。図3に示す特徴を有するL方向高ヤング率鋼を用いたシャーシフレーム1の場合を、一般的な鋼材のシャーシフレーム10の結果で除して無次元化し基準化した比率を、図中の斜線付き棒グラフで示す。
さらに、図10に示す特性を有する高ヤング率鋼を用いて、図12に示すシャーシフレーム1を構成(コの字形断面を有する部材を利用)して、図13に示すように、拘束部材6,7から等距離に離れた位置における同じ垂直面において力(荷重)Pf,Pgを加えた場合の評価結果を図14に示す。評価は、ヤング率が205GPaである一般的な鋼材を利用した場合、および実施例1で利用したL方向高ヤング率鋼(図3に示す特性を有する)を利用した場合と対比させて行った。図14から、特に捻れ剛性については、図3に示すL方向高ヤング率鋼よりも、図10に示すL方向高ヤング率鋼の方がより高められていることが分かる。
このように、コの字形断面で構成されるシャーシフレーム1の場合では、鋼材表層のヤング率がより高いL方向高ヤング率鋼を利用することで、曲げ剛性、捻れ剛性、曲げ捻れ剛性を同時に高めることが出来ることに加え、図13に示すような断面コの字形鋼4の開口部近傍に力(荷重)Pf,Pgが作用する場合においては、性能向上効果をより大きくすることができる。
Ti−48/14×N>0.0005 ・・・ (式1)
ここで、Ti、Nは各元素の含有量[質量%]である。
「質量%で、Cr:0.01〜3.00%、W:0.01〜3.00%、Cu:0.01〜3.00%、Ni:0.01〜3.00%の1種又は2種以上を含有する高ヤング率鋼板」や、これらの鋼材にさらに「質量%で、Mo:0.01〜1.00%を含有する」高ヤング率鋼板を使用することもできる。
さらには、前記各成分に、「下記(式2)を満足する元素を含有することを特徴とする高ヤング率鋼板」を使用するようにしてもよい。
4≦3.2Mn+9.6Mo+4.7W+6.2Ni+18.6Cu+0.7Cr≦10
・・・(式2)
ここで、Mn、Mo、W、Ni、Cu、Crは各元素の含有量[質量%]である。」
なおまた、前記元素成分に、「質量%で、Ca:0.0005〜0.1000%、Rem:0.0005〜0.1000%、V:0.001〜0.100%の1種又は2種以上を含有することを特徴とする高ヤング率鋼板」を使用することもできる。
前記のような各化学成分を有する鋼片に、1100℃以下、最終パスまでの圧下率を40%以上とし、下記(式3)によって求められる形状比Xが2.3以上である圧延を2パス以上とし、最終パスの温度をAr3変態点以上900℃以下とする熱間圧延を施し、700℃以下で巻き取るようにして高ヤング率鋼板を得ることができる。
形状比X=Id/hm・・・・・(3)
ここで、Id(圧延ロールと鋼板の接触弧長):√(L×(hin−hout)/2)
hm:(hin−hout)/2
L :圧延ロールの直径
hin :圧延ロール入側の板厚
hout:圧延ロール出側の板厚
E=0.946×(l/h)3 ×m/w×f2
ここで、E:動的ヤング率(N/m2)、l:試験片の長さ(m)、h:試験片の厚さ(m)、m:質量(kg)、w:試験片の幅(m)、f:横共振法の一次共振振動数(s−1)、である。
また、熱間加工を受けるγ相の変形挙動に影響を及ぼす積層欠陥エネルギーと変態後の集合組織の間には相関があり、板厚方向の中央部(1/2板厚部という。)においても、圧延方向のヤング率が向上する方位を発達させた集合組織を得るには、γ相の積層欠陥エネルギーに影響を及ぼすMn、Mo、W、Ni、Cu、Crの関係を最適化することが重要であるという知見も得ており、これらの観点から研究されて新たに発明された鋼材である。
本発明のシャーシフレーム1は、このような高ヤング率鋼板も使用して、サイドレール2あるいはクロスメンバ3の全部あるいは一部に組み込み、これらの重量あるいは寸法を増加させないで、シャーシフレーム1の曲げ剛性あるいは捻れ剛性を高めることを主眼とした発明である。
鋼板の板厚方向で集合組織が変化し、表層と板厚方向の中央部での集合組織が異なる場合、引張変形と曲げ変形では剛性、即ちヤング率が必ずしも一致しない。これは、引張変形の剛性が鋼板の板厚全面の集合組織に影響される特性であり、曲げ変形の剛性が鋼板の表層部の集合組織に影響される特性であることに起因する。
前記実施形態の高ヤング率鋼板は、表面から板厚方向への距離が板厚の1/6である部位までの集合組織を最適化した鋼板であり、表層だけでなく、1/6板厚部まで剪断歪みを導入することによって製造されるものである。前記実施形態の高ヤング率鋼板は、表層だけでなく、1/6板厚部までの圧延方向の静的ヤング率が高く、引張変形での剛性が高い。また、表層から1/6板厚部までの部位に、圧延方向のヤング率を高める方位を集積させると、ヤング率を低下させる方位の集積も抑制される。
以下、前記実施形態の高ヤング率鋼板のX線ランダム強度比とヤング率について説明する。
1/6板厚部における{100}<001>方位のX線ランダム強度比と{110}<001>方位のX線ランダム強度比との和:{100}<001>方位及び{110}<001>方位は、圧延方向のヤング率を著しく低下させる方位である。振動法で鋼板のヤング率を測定する場合には、最表層の集合組織の影響が大きく、板厚方向の内部の集合組織の影響は小さい。しかし、静的引張法で鋼板のヤング率を測定する場合には、表層だけでなく、板厚方向の内部の集合組織も影響を及ぼす。
引張法で測定されたヤング率を高めるためには、少なくとも表層から1/6板厚部までのヤング率を高めることが必要である。したがって、引張法で測定された圧延方向のヤング率を高めるためには、1/6板厚部での、{100}<001>方位のX線ランダム強度比と{110}<001>方位のX線ランダム強度比との和を5以下にしなければならない。この観点では3以下であることがより好ましい。
なお、{100}<001>方位及び{110}<001>方位は、鋼板の表層のみに剪断歪みが付与された際に、1/6板厚部の近傍で発達しやすい。一方、剪断歪みを1/6板厚部の近傍にまで導入させると、この部位での{100}<001>方位及び{110}<001>方位の発達が抑制され、以下に説明する{110}<111>〜{110}<112>方位群と{211}<111>方位が発達する。
1/6板厚部における{110}<111>〜{110}<112>方位群のX線ランダム強度比の最大値と{211}<111>方位のX線ランダム強度比の和:これらは圧延方向のヤング率を高めるために有効な結晶方位であり、熱延時に導入される剪断歪みによって発達する。1/6板厚部における{110}<111>〜{110}<112>方位群のX線ランダム強度比の最大値と{211}<111>方位のX線ランダム強度比の和が5以上であることは、鋼板の表面から1/6板厚部まで、圧延方向のヤング率を高める集合組織が発達していることを意味する。これにより、引張法で測定された、圧延方向の静的ヤング率が220GPa以上となる。好ましくは10以上、さらに好ましくは12以上である。
{100}<001>方位、{110}<001>方位、{110}<111>〜{110}<112>方位群及び{211}<111>方位のX線ランダム強度比は、X線回折によって測定される{110}、{100}、{211}、{310}極点図のうち複数の極点図を基に級数展開法で計算した、3次元集合組織を表す結晶方位分布関数(Orientation Distribution Function、ODFという。)から求めればよい。なお、X線ランダム強度比とは、特定の方位への集積を持たない標準試料と供試材のX線強度を同条件でX線回折法等により測定し、得られた供試材のX線強度を標準試料のX線強度で除した数値である。
1/6板厚部の、{100}<001>方位のX線ランダム強度比と{110}<001>方位のX線ランダム強度比との合計が5以下であり、{110}<111>〜{110}<112>方位群のX線ランダム強度比の最大値と{112}<111>方位のX線ランダム強度比の和が5以上である前記実施形態の高ヤング率鋼板は、熱間圧延において、鋼板の表層から少なくとも1/6板厚部までに剪断力を作用させることによって得られる。
熱間圧延の剪断力を鋼板の1/6板厚部まで作用させるためには、熱間圧延の全パス数のうち、少なくとも2パスで、次式で規定する形状比Xが2.3以上を満足する必要がある。形状比Xは、下記(式3)に示すように、ロールと鋼鈑の接触弧張と平均板厚の比である。この形状比Xの値が大きいほど、鋼板の板厚方向のより深い部分にまで、剪断力が作用することは、先の出願の発明者らが新たに得た知見である。
形状比X=ld/hm ・・・(式3)
ここで、ld(圧延ロールと鋼鈑の接触弧長):√(L×(hin−hout)/2)
hm :(hin+hout)/2
L :圧延ロールの直径
hin:圧延ロール入側の板厚
hout:圧延ロール出側の板厚
上記(式3)によって求められる形状比Xが2.3以上であるパス数が1パスでは、剪断歪みが1/6板厚部まで導入されない。そのため、剪断歪みが導入された層(剪断層という。)の厚みが不十分であり、1/6板厚部の近傍での集合組織も劣化し、静的引張法で測定されるヤング率が低下する。したがって、形状比Xが2.3以上であるパス数を2パス以上とすることが必要である。このパス数は多い方がより好ましく、全パスの形状比Xを2.3以上としても良い。剪断層の厚みを増加させるためには、形状比Xの値も大きい方が好ましく、2.5以上、より好ましくは3.0以上とする。
また、形状比Xが2.3以上である圧延は、高温で行うと、その後の再結晶によって、ヤング率を高める集合組織が破壊されることがある。そのため、形状比Xを2.3以上とするパス数を限定する圧延は、1100℃以下で行うことが必要である。また、圧延温度が低いほど、形状比の効果が顕著であるため、形状比Xが2.3以上である圧延を最終に近い圧延スタンドで行うことが好ましい。
以下、前記実施形態の高ヤング率鋼板において鋼組成を限定する理由についてさらに説明する。
Nbは本発明において重要な元素であり、熱間圧延において、γ相を加工した際の再結晶を著しく抑制し、γ相での加工集合組織の形成を著しく促す。この観点からNbは0.005%以上添加することが必要である。また、0.015%以上添加することが好ましい。しかしながらNbの添加量が0.100%を超えると圧延方向のヤング率が低下するため、上限は0.100%とする。Nbの添加によって圧延方向のヤング率が低下する理由は定かではないが、Nbがγ相の積層欠陥エネルギーに影響を及ぼしているものと推測される。この観点からは0.060%以下とすることが好ましい。
Tiも前記実施形態の高ヤング率鋼板において重要な元素である。Tiはγ相高温域で窒化物を形成し、熱間圧延において、γ相を加工した際の再結晶を抑制する。更に、Bを添加した場合にはTiの窒化物の形成によって、BNの析出が抑制されるため、固溶Bを確保することができる。これにより、ヤング率の向上に好ましい集合組織の発達が促進される。この効果を得るためには、Tiを0.002%以上添加することが必要である。一方、Tiを0.150%以上添加すると加工性が著しく劣化することからこの値を上限とする。この観点からは0.100%以下にすることが好ましい。更に好ましくは0.060%以下である。
Nは不純物であり、下限は特に設定しないが0.0005%未満とするにはコストが高くなり、それほどの効果が得られないため、0.0005%以上とすることが好ましい。また、Nは、Tiと窒化物を形成し、γ相の再結晶を抑制するため、積極的に添加しても良いが、Bの再結晶抑制効果を低減させることから0.0100%以下に抑える。この観点から好ましくは0.0050%、更に好ましくは0.0020%以下とする。
更に、TiとNは、下記(式1)を満足することが必要である。
Ti−48/14×N≧0.0005 ・・・ (式1)
これにより、TiN析出によるγ相の再結晶抑制効果が発揮され、かつB添加の場合にはBNの形成を抑制することができ、ヤング率の向上に好ましい集合組織の発達が促進される。
Cは、強度を増加させる元素であり、0.005%以上の添加が必要である。また、ヤング率の観点からは、C量の下限を0.010%以上とすることが好ましい。これは、C量が0.010%未満に低下するとAr3変態温度が上昇し、低温での熱延が困難となり、ヤング率が低下することがあるためである。更に、溶接部の疲労特性の劣化を抑制するためには、0.020%以上とすることが好ましい。一方、C量が0.200%を超えると成形性が劣化するため、上限を0.200%以下とする。また、C量が0.100%を超えると溶接性を損うことがあるため、C量の上限を0.100%以下とすることが好ましい。また、C量が0.060%を超えると圧延方向のヤング率が低下することがあるため、上限を0.060%以下とすることが更に好ましい。
Siは脱酸元素であり、下限は規定しないが、0.001%未満とするには製造コストが高くなる。また、Siは、固溶強化により強度を増加させる元素であり、マルテンサイトやベイナイトさらには残留オーステナイト等を含む組織を得るためにも有効である。そのため、狙いとする強度レベルに応じて積極的に添加しても良いが、添加量が2.50%超となるとプレス成形性が劣化するため、2.50%以下を上限とする。また、Si量が多いと化成処理性が低下するので、1.20%以下とすることが好ましい。更に、溶融亜鉛めっきを施す場合には、めっき密着性の低下、合金化反応の遅延による生産性の低下などの問題が生ずることがあるため、Si量の上限を1.00%以下とすることが好ましい。ヤング率の観点からはSi量の上限を0.60%以下とすることがより好ましく、更に好ましくは0.30%以下である。
Mnは、本発明において重要な元素である。Mnは、熱間圧延時に高温に加熱された際、γ相からフェライト相に変態する温度であるAr3変態点を低下させる元素であり、Mnの添加によって、γ相が低温まで安定になり、仕上圧延の温度を低下させることができる。この効果を得るには、Mnを0.10%以上添加することが必要である。また、Mnは、後述するように、γ相での積層欠陥エネルギーとの相関があり、γ相での加工集合組織形成及び変態時のバリアント選択に影響を与え、変態後に圧延方向のヤング率を高める結晶方位を発達させ、逆にヤング率を低くする方位の形成は抑制する効果がある。この観点からMnを1.00%以上添加することが好ましい。更に好ましくは1.5%以上添加する。一方、Mnの添加量が3.00%を超えても、著しいヤング率向上効果が得られないだけでなく、強度が高くなりすぎて延性が低下するため、上限を3.00%以下とする。また、Mn量が2.00%を超えると、亜鉛めっきの密着性が阻害されることがあるので上限を2.00%以下とすることが好ましい。
Pは不純物であるが、強度を増加する必要がある場合には積極的に添加しても良い。また、Pは熱延組織を微細にし、加工性を向上する効果も有する。ただし、添加量が0.150%を超えると、スポット溶接後の疲労強度が劣化し、降伏強度が増加してプレス時に面形状不良を引き起こす。さらに、連続溶融亜鉛めっき時に合金化反応が極めて遅くなり、生産性が低下する。また、2次加工性も劣化する。したがって、その上限値を0.15%とする。
Sは、不純物であり、0.0150%超では熱間割れの原因となったり、加工性を劣化させるので、これを上限とする。
Alは脱酸調製剤であり、下限は特に限定しないが、脱酸の観点からは0.010%以上とすることが好ましい。一方、Alは変態点を著しく高めるので、0.150%超を添加すると、低温でのγ域圧延が困難となるので、上限を0.150%とする。
更に、B、Cr、W、Cu、Ni、Mo、Ca、V、Remを添加しても良い。なお、以下に説明する好ましい範囲よりも少量の含有は、特に悪影響を及ぼすことはないので、不純物として許容できる。
BはNbと複合添加することによって再結晶を著しく抑制すると共に、固溶状態で焼き入れ性を高める元素であり、オーステナイトからフェライトへの変態時の結晶方位のバリアント選択性に影響を及ぼすと考えられる。したがって、ヤング率を上げる方位である{110}<111>〜{110}<112>方位群の発達を促すと同時に、ヤング率を下げる方位である{100}<001>方位や{110}<001>方位の発達を抑制すると考えられる。この観点から0.0005%以上添加することが好ましい。一方、Bを0.0100%超添加しても更なる効果は得られないため、上限を0.0100%以下とする。また、Bを0.005%超添加すると、加工性が劣化することがあるため、0.0050%以下が好ましい上限である。更に好ましくは0.0030%以下である。
Cr、W、Cu、Niは、それぞれ0.01〜3.00%の範囲で1種又は2種以上添加することが好ましい。Cr、W、Cu、Niは、Mnと同様にγ相での積層欠陥エネルギーを変えることで加工集合組織形成及び変態時のバリアント選択に影響を与え、変態後に圧延方向のヤング率を高める結晶方位である{110}<111>、{211}<111>を発達させ、ヤング率を低くする方位である{100}<001>や{110}<001>の形成を抑制する効果がある。この効果を得るには、Cr、W、Cu、Niの1種又は2種以上の下限を0.01%以上とすることが好ましい。一方、Cr、W、Cu、Niの1種又は2種以上の上限は、加工性の観点から、3.00%以下とすることが好ましい。
Moも圧延方向のヤング率を高める効果を有するため、0.01%以上を添加することが好ましい。一方、Moの添加は、コストが高く、また強度を著しく上昇させ加工性を低減させることがあるため、1.00%を上限とすることが好ましい。この観点からは0.50%以下が好ましい。
また、Mnに加えて、Mo、W、Ni、Cu、Crの1種又は2種以上を複合添加する場合、下記(式2)を満足するように添加することが好ましい。
4≦3.2Mn+9.6Mo+4.7W+6.2Ni+18.6Cu+0.7Cr≦10
・・・(式2)
ここで、Mn、Mo、W、Ni、Cu、Crは各元素の含有量[質量%]である。
なお、上記(式2)において、選択元素であるMo、W、Ni、Cu、Crが不純物である場合、即ち、各元素の添加量が好ましい下限未満である場合は0として計算する。
この、上記(式2)は、γ相を有するオーステナイト系ステンレスの積層欠陥エネルギーに及ぼす各元素の影響を数値化した式を基に、本発明者らが試験を行って更に検討を加え、修正したものである。この関係式の値が4未満では剪断層で圧延方向ヤング率を高める{110}<111>方位への集積度が下がり、圧延方向ヤング率を低くする{110}<001>方位への集積度が上がり、結果として圧延方向ヤング率が低下することがある。また、この値が大きくなるにつれヤング率は高くなることから、好ましくは4.5以上更に好ましくは5.5以上になるように添加する。ただし、式2の値が10を超えると機械的性質が劣化すると共に、板厚中心部の集合組織が劣化し、圧延方向の静的ヤング率が低下することから10以下にすることが望ましい。この観点からは8以下にすることがより望ましい。
Ca、Rem及びVは機械的強度を高めたり材質を改善する効果があるので、必要に応じて、1種又は2種以上を含有することが好ましい。Ca及びRemの添加量が0.0005%未満、Vの添加量が0.001%未満では十分な効果が得られないことがある。一方、Ca及びRemの添加量が0.1000%超、Vの添加量が0.100%超になるように添加すると、延性を損なうことがある。したがって、Ca、Rem及びVはそれぞれ、0.0005〜0.1000%、0.0005〜0.1000%及び0.001〜0.100%の範囲で添加することが好ましい。
前記実施形態の組成の高ヤング率鋼板を使用したシャーシフレーム1では、次のような特徴を有している。
1)L方向(圧延方向)とC方向(圧延直行方向)のヤング率が一般鋼材よりも10〜15%程度高く、D方向(45度方向)のヤング率が一般鋼材より10〜15%程度低い、いわゆる面内弾性異方性を有する鋼材であり、これをシャーシフレーム1に効果的に利用すると、シャーシフレーム1の曲げ剛性および捻れ剛性を効率よく高めることができる。
2)590MPa級Nb−Ti−B添加鋼をベースに、Mo代替元素として、Cu,Cr等を添加する安価で加工性のよい鋼材を使用したサイドレール2およびクロスメンバ3を備えたシャーシフレーム1とすることができる。
3)前記のように、面内弾性異方性があり、D方向のヤング率が低い鋼材で、角パイプや丸パイプ(閉断面)を構成した場合、D方向のヤング率がパイプ捻れ剛性を支配するため、それらの捻れ剛性は向上しないが、断面コの字形部材などの開断面の場合で、部材の反りが卓越する場合では、L方向のヤング率が向上すれば、反り剛性も向上し、その結果として捻れ剛性も高めるようにできる。
4)L方向とC方向のヤング率を部材に巧みに組み込んだシャーシフレームとしている。
2 サイドレール
3 クロスメンバ
4 断面コの字形鋼
5 部材
6 拘束部材
7 拘束部材
10 シャーシフレーム
11 サイドレール
12 クロスメンバ
13 フランジ
14 フランジ
15 ウェブ
71 強軸
72 弱軸
73 断面重心
Claims (4)
- 間隔をおいて配置される一対のサイドレールとこれらのサイドレールを連結するクロスメンバで構成されるシャーシフレームにおいて、少なくともサイドレールの一部または全部は、圧延方向のヤング率が215GPa超290GPa以下である高ヤング率鋼板で構成され、上記高ヤング率鋼板は、その圧延方向がサイドレールの長手方向となるように配置され、上記クロスメンバに固着されていることを特徴とするシャーシフレーム。
- クロスメンバは、圧延方向のヤング率が215GPa超290GPa以下である高ヤング率鋼板で構成され、上記ヤング率鋼板は、その圧延方向がクロスメンバの長手方向となるように配置され、上記サイドレールに固着されていることを特徴とする請求項1記載のシャーシフレーム。
- クロスメンバは、圧延直行方向のヤング率が215GPa超290GPa以下である高ヤング率鋼板で構成され、上記高ヤング率鋼板は、その圧延直行方向がクロスメンバの長手方向となるように配置され、上記サイドレールに固着されていることを特徴とする請求項1または2に記載のシャーシフレーム。
- 少なくともクロスメンバの一部が、ヤング率が215GPa超290GPa以下である高ヤング率鋼板で構成されることを特徴とする請求項1に記載のシャーシフレーム。
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2007156426A JP2008307979A (ja) | 2007-06-13 | 2007-06-13 | シャーシフレーム |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2007156426A JP2008307979A (ja) | 2007-06-13 | 2007-06-13 | シャーシフレーム |
Publications (1)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JP2008307979A true JP2008307979A (ja) | 2008-12-25 |
Family
ID=40235976
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP2007156426A Pending JP2008307979A (ja) | 2007-06-13 | 2007-06-13 | シャーシフレーム |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JP2008307979A (ja) |
Cited By (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2018161677A (ja) * | 2017-03-27 | 2018-10-18 | 新日鐵住金株式会社 | 鋼板接合構造 |
Citations (3)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPH1110203A (ja) * | 1997-04-30 | 1999-01-19 | Hino Motors Ltd | 不等肉厚板材の製造方法 |
JP2005273001A (ja) * | 2004-01-08 | 2005-10-06 | Nippon Steel Corp | 高ヤング率鋼板およびその製造方法 |
JP2007092130A (ja) * | 2005-09-29 | 2007-04-12 | Jfe Steel Kk | 剛性に優れた高強度薄鋼板およびその製造方法 |
-
2007
- 2007-06-13 JP JP2007156426A patent/JP2008307979A/ja active Pending
Patent Citations (3)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPH1110203A (ja) * | 1997-04-30 | 1999-01-19 | Hino Motors Ltd | 不等肉厚板材の製造方法 |
JP2005273001A (ja) * | 2004-01-08 | 2005-10-06 | Nippon Steel Corp | 高ヤング率鋼板およびその製造方法 |
JP2007092130A (ja) * | 2005-09-29 | 2007-04-12 | Jfe Steel Kk | 剛性に優れた高強度薄鋼板およびその製造方法 |
Cited By (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2018161677A (ja) * | 2017-03-27 | 2018-10-18 | 新日鐵住金株式会社 | 鋼板接合構造 |
Similar Documents
Publication | Publication Date | Title |
---|---|---|
JP5228447B2 (ja) | 高ヤング率鋼板及びその製造方法 | |
JP5037415B2 (ja) | 穴広げ性に優れた高ヤング率鋼板及びその製造方法 | |
US10351936B2 (en) | High-strength hot-dip galvanized steel sheet and process for producing the same | |
US9752216B2 (en) | High-strength hot rolled steel sheet with excellent bendability and low-temperature toughness, and method for manufacturing the same | |
US10428409B2 (en) | Hot-rolled steel sheet with excellent press formability and production method thereof | |
US9988700B2 (en) | High-strength steel sheet and high-strength galvanized steel sheet excellent in shape fixability, and manufacturing method thereof | |
US10273566B2 (en) | Hot-rolled steel sheet and method for producing same | |
JP6280029B2 (ja) | 高強度鋼板およびその製造方法 | |
JP5053157B2 (ja) | プレス成形性の良好な高強度高ヤング率鋼板、溶融亜鉛めっき鋼板、合金化溶融亜鉛めっき鋼板及び鋼管、並びに、それらの製造方法 | |
WO2010032428A1 (ja) | 高強度厚鋼板およびその製造方法 | |
WO2010055609A1 (ja) | 高強度厚鋼板およびその製造方法 | |
JP6282577B2 (ja) | 高強度高延性鋼板 | |
JP5037413B2 (ja) | 低降伏比高ヤング率鋼板、溶融亜鉛メッキ鋼板、合金化溶融亜鉛メッキ鋼板、及び、鋼管、並びに、それらの製造方法 | |
JP5391997B2 (ja) | 張り剛性に優れた複合パネル | |
KR102610377B1 (ko) | 각형 강관 및 그 제조 방법, 그리고 건축 구조물 | |
JP5088021B2 (ja) | 高剛性高強度冷延鋼板及びその製造方法 | |
WO2009119570A1 (ja) | ラインパイプ用uoe鋼管及びその製造方法 | |
US11519061B2 (en) | Steel sheet | |
JP2008307979A (ja) | シャーシフレーム | |
CN103459640B (zh) | 板厚方向的抗疲劳特性优异的厚钢板及其制造方法和使用该厚钢板的角焊接头 | |
JP5743382B2 (ja) | 耐震性構造物用鋼材及びその製造方法 | |
JP6348436B2 (ja) | 高強度高延性鋼板 | |
JP3852279B2 (ja) | 耐震性に優れた圧延h形鋼の製造方法 | |
JP7314863B2 (ja) | 角形鋼管およびその製造方法、並びに建築構造物 | |
JP7314862B2 (ja) | 角形鋼管およびその製造方法、並びに建築構造物 |
Legal Events
Date | Code | Title | Description |
---|---|---|---|
A621 | Written request for application examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A621 Effective date: 20090916 |
|
A131 | Notification of reasons for refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131 Effective date: 20110621 |
|
A977 | Report on retrieval |
Effective date: 20110623 Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A971007 |
|
A521 | Written amendment |
Effective date: 20110822 Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523 |
|
A02 | Decision of refusal |
Effective date: 20111220 Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A02 |