JP2009274106A - インパクトビームの製造方法 - Google Patents

Abstract

【課題】遅れ破破壊が生じることなく、ドアの補強部材として必要な強度を確保し、また、遅れビーム本体部と取付部のブラケットとを一体成形するとともに、低コスト化を実現し、かつ、電気エネルギーを削減し、地球温暖化防止のためにＣＯ_２の発生を抑えた冷間加工によるインパクトビームの製造方法を提供する。
【解決手段】 軟質なフェライトとマルテンサイトを微細に分散させ、引張強度１４８０〜１１６０ＭＰａであり、降伏強度７１０ＭＰａ〜１２１５ＭＰａと、伸び９％〜１８％を有する高張力鋼板を使用した冷間プレス加工によるインパクトビームの製造方法であって、板取りした高張力鋼板のブランクＷを中央部の断面形状が凹形ワークＷ１に成形する第１プレス工程Ｓ１と、凹形ワークＷ１の底部に深い谷でつないだ２つ山を設けたＭ字状ワークＷ２に成形をする第２プレス工程Ｓ２と、を含むインパクトビームの製造方法。
【選択図】 図２

Description

本発明は、インパクトビームの製造方法に係り、特に、冷間プレスによるインパクトビームの製造方法に関する。

自動車のドアの強度を向上させる方法の一つとして、ドアの内部、インナーパネルの内側にインパクトビームを装着することが行われている。図１は、インパクトビームを示し、（ａ）は全体の外観を示す斜視図、（ｃ）は完成品の形状を示すＡ−Ａ線の断面図である。図１の（ａ）に示すように、このインパクトビーム１は、中央部に位置するビーム本体１ａと左右に位置する取付部（ブラケット）１ｂ，１ｃが一体に形成されている。
図１の（ｃ）に示すように、インパクトビーム１の中央部の幅Bが７３ｍｍ、高さＨが２６．５ｍｍであり、底部に近づけた深い谷の深さｈ１が２３．５ｍｍ、ｈ２が３ｍｍである。また、コーナーＲ１とＲ２が５ｍｍである。このように深い谷を有するＭ字状が成形されている。

図２０は、従来の熱間プレスによるインパクトビームの製造工程を示す工程図である。図２０に示すように、従来の製造方法は、高張力鋼板をロール材から引き出しながら打抜きプレスによって、ブランクに打ち抜く。その後、加熱装置により８５０℃以上でそのブランク２０の融点未満の温度に加熱する加熱工程と、８５０℃以上の高温状態にあるブランク２０に対し、所望形状を成形するプレス型を用いて熱間プレス加工を施す熱間プレス工程とを行い、インパクトビームを製造している（例えば、特許文献１参照）。

このような従来の熱間プレス加工では、熱処理のための加熱装置が必要なため、電気エネルギーを多く使用しなければならず、地球温暖化の元凶とされるＣＯ_２を発生させるという問題があった。
この加熱装置によるＣＯ_２の発生量は、電力量１ｋｗｈ当りＣＯ_２０．３６ｋｇ発生であるから、１日の使用電力量１０００ｋｗｈ×０．３６ｋｇ／ｋｗｈとなり、１日３６０ｋｇのＣＯ_２を発生させている。年間２５０日稼動とすれば、３６０ｋｇ×２５０日となり、年間９０．０ｔｏｎ発生させていることになる。
また、このような高張力鋼の熱間プレス加工（ホットスタンプともいう）では、加工時間が１個当たり２５秒と長いため、生産性が悪く、高コストであるという問題があった。

一方、短時間で加工ができる高張力鋼の冷間プレス加工（コールドスタンプともいう）には、従来から３つの問題が指摘されていた。
１）高張力鋼に冷間プレスを施した場合、応力の影響が製品に残留し、時間が経つと遅れ破壊（製品が自己崩壊する現象）が生じ、品質の確保が困難になる恐れがある。
２）単にプレス加工を施して高張力鋼からインパクトビーム等のドア補強材を製造しようとしても、ドアの補強部品として必要な強度の不足が生じ、その加工も困難である。
３）こうした事情からインパクトビームは、本体部と取付部（ブラケット）とを２ピースにしており、冷間プレス加工により一体成形は困難である。

特許３３８９５６２号公報（段落［０００５］〜［０００７］、図３〜図５）

そこで、本発明は、前記問題点に鑑み創案されたものであり、遅れ破壊が生じることなく、ドアの補強部材として必要な強度を確保し、また、ビーム本体部と取付部のブラケットとを一体成形するとともに、低コスト化を実現し、かつ、電気エネルギーを削減し、地球温暖化防止のためのＣＯ_２の発生を抑えたインパクトビームの製造方法を提供することを課題とする。

前記課題を解決した請求項１に記載されたインパクトビームの製造方法の発明は、軟質なフェライトとマルテンサイトを微細に分散させ、引張強度１４８０〜１１６０ＭＰａであり、降伏強度７１０ＭＰａ〜１２１５ＭＰａと、伸び９％〜１８％を有する高張力鋼板を使用した冷間プレス加工によるインパクトビームの製造方法であって、板取りした高張力鋼板のブランク（Ｗ）を中央部の断面形状が凹形ワーク（Ｗ１）に成形する第１プレス工程（Ｓ１）と、前記凹形ワーク（Ｗ１）の底部に深い谷でつないだ２つ山を設けたＭ字状ワーク（Ｗ２）に成形をする第２プレス工程（Ｓ２）と、を含むことを特徴とする。

請求項１に係る発明によれば、軟質なフェライトとマルテンサイトを微細に分散させ、引張強度１４８０〜１１６０ＭＰａ、降伏強度７１０ＭＰａ〜１２１５ＭＰａと、従来比で２倍の延性である伸び９％〜１８％を有する高張力鋼板を使用したことにより、加熱装置を必要としない冷間プレス加工による製造方法により製造することができる。すなわち、従来、冷間プレス加工では困難であるとされた問題点の残留応力を抑え、遅れ破壊の発生を抑えるために、従来の一回による冷間プレス加工を二回に分割し、凹部状に成形する第１プレス工程と、Ｍ字状の２つ山の成形をする第２プレス工程とする。これにより、ドアの補強部材としての必要な強度が確保でき、また、ビーム本体部とブラケット部とを一体成形を可能にするとともに、インパクトビームの製造時間を短縮して低コスト化を可能にし、かつ、電気エネルギーを削減し、地球温暖化防止のためのＣＯ_２の発生を抑えたインパクトビームの製造方法を提供することができる。この冷間プレスの加工方法により、従来の過熱装置が不要になったことから、ＣＯ_２発生の低減量は、年間８５．７ｔｏｎ削減することができる。

以下、本発明の一実施の形態を、図面を参照して詳細に説明する。
図１は、インパクトビームを示し、（ａ）は全体の外観を示す斜視図、（ｂ）は第１プレス工程での加工形状を示すＡ−Ａ線の断面図、（ｃ）は第２プレス工程での完成品の形状を示すＡ−Ａ線の断面図である。このインパクトビーム１は、軟質なフェライトＦとマルテンサイトＭを微細に分散させて高い延性を有し、高い引張強度１１８０ＭＰａとを兼ね備えた高張力鋼を開発したことにより、これまでの定説を覆して冷間プレス加工による量産加工を実現した。
図１の（ａ）に示すように、このインパクトビーム１は、中央部に位置するビーム本体１ａと左右に位置する取付部（ブラケット）１ｂ，１ｃが一体に形成されている。さらに、この取付部（ブラケット）１ｂ，１ｃは、例えば、リアドアの内部にスポット溶接により装着される。また、冷間加工のため、１ｄにはRを設けることにより、残留応力を減らし、これにより平面のしわ防止にもなり、平面のフランジ部への影響を少なくしている。

＜製造工程＞
図２は、本発明のインパクトビームの冷間プレスによる製造工程を示す工程図である。図２に示すように、高延性で、高引張強度（１４８０〜１１６０ＭＰａ）を兼ね備えた高張力鋼板を使用した冷間プレス加工によるインパクトビームの製造方法を説明する。ここでは、１１８０ＭＰａの高張力鋼板での試験結果も紹介しながら、詳細に説明する。
ステップＳのブランク工程は、高張力鋼板のロールから引出しながらブランクＷに板取りする。または、高張力鋼板のシートからブランクＷに板取りしてもよい。
ステップＳ１の第１プレス工程は、ブランクＷを凹部状の第１ワークＷ１に成形する。図１の（ｂ）に示すように、Ａ−Ａ線の断面形状は、横断面形状が凹形状の第１ワークＷ１にして２工程に分けることによって、残留応力を抑えることができる。
ステップＳ２の第２プレス工程は、前記凹部状の第１ワークＷ１をさらにＭ字状、２つ山状の第２ワークＷ２へ成形をする。図１の（ｃ）に示すように、断面形状がＲを大きくした２つ山を有するＭ字状のインパクトビームで完成となる。

この結果、従来の加工時間２５秒に対しは、３秒という短時間（約１／８）に短縮できるため、低コスト化、および、量産化に顕著な効果を発揮する。また、熱処理工程が不要にできることから、従来の加熱装置（図２０参照）が不要となり、電気エネルギーを削減し、地球温暖化防止のためのＣＯ_２の発生を抑えたプレス加工ができる。その効果は、両者を比較検証した表１で詳細に説明する。

表１は、従来工法の熱間プレスと、本願工法の冷間プレスとを比較した比較表である。表１に示すように、第１工程の打抜きプレス１と第１工程の打抜きプレスＳは同等である。また、第３工程の成形プレス３と第３工程の第２プレスＳ２も、ほぼ同等である、と見ることができるため、これらのプレス加工機の稼動に伴う消費電力量は同じである。
したがって、第２工程の比較でよいことになる。
本願工法の第２工程の第１プレスＳ１の電力使用量は1日当たり４８ｋｗｈである。
1日当たりのＣＯ_２の発生量を求めると、１ｋｗｈ当たりＣＯ_２を０．３６ｋｇ発生させるから、４８ｋｗｈ×０．３６ｋｇ／ｋｗｈとなり、１日１７．３ｋｇのＣＯ_２を発生させることになる。年間２５０日稼動とすれば、１７．３ｋｇ×２５０日は、年間４．３ｔｏｎとなる。従来の熱間プレス加工の加熱装置によるＣＯ_２の発生量の年間９０．０ｔｏｎと差を求めると、年間９０．０ｔｏｎ−年間４．３ｔｏｎであるから、年間８５．７ｔｏｎ（９５％）のＣＯ_２の発生を抑えることができる。
［表１］

さて、従来部品（ＴＳ１４７０ＭＰａ）と同等の衝突強度を確保するためには、１４７０ＭＰａ級の高張力鋼板を使用するのが望ましいが、現状、１４７０ＭＰａ級の高張力鋼板は、複雑な冷間プレス加工に耐えうるだけの十分な延性を有しておらず、また、強度レベルが高くなると、遅れ破壊の発生が増す恐れがある。
そこで、従来の高張力鋼板の引張強度を少々犠牲にして降伏強度を下げ、より延性の高い１１８０ＭＰａ級の高張力鋼板を用いて、部品断面形状の最適化、および、冷間プレスによる加工硬化を活用することにより部品強度の確保を図ることができた。
この冷間プレスによる加工硬化の活用とは、高い延性を利用し、可能なレベルでプレス加工時の加工硬化による引張強度を増加させるものである。素材強度以上の部品の強度を高めることにより、構造と材料そのものの強度に対する相乗効果を得ることができる。

図３は、出願人が製造した従来品と本発明のインパクトビームの断面形状を示し、（ａ）は従来部品の断面図、（ｂ）は本発明（開発部品という）のインパクトビームの断面図である。開発部品（ｂ）は断面係数の増加を狙い、深いＭ字形を採用した。また、部品質量を従来比で同等以下とするため、部品の板取りの幅が増える分、板厚を薄くしている。
図４は、本発明のインパクトビームの冷間プレス加工した際の歪を有限要素法（ＦＥＭ：Finite Element Method）により計算し、その結果を濃淡で表した斜視図である。歪量の高いところほど明るい色になっている。インパクトビームは、図３の（ｂ）に示すような深いＭ字形の断面形状にした場合、図４に示すように、しかも厳しい部位で１０％程度の板厚減少が見られた。また、従来の高張力鋼板では、全伸びが７％しかないため、このような厳しい加工は困難であり、プレス時に割れが生じることは不可避であると考えられる。

そこで、インパクトビームの冷間プレス加工用の材料として新たに開発した高張力鋼板（高延性１１８０ＭＰａ級）を適用した。表２は、今回開発した高張力鋼板（以下、開発の高張力鋼板という）と従来の高張力鋼板の引張特性の比較表である。表２に示すように、板厚は双方とも１．４ｍｍで同じ、引張り強さ（ＴＳ）も１２３０ＭＰａと１２１０ＭＰａで互角であるが、降伏強度（ＹＳ）は１０３０ＭＰａに対して８６０ＭＰａと約８３％であり、延性を示すEl（％）は１４％あり、従来（７％）の２倍になっている。
［表２］

図５は、インパクトビームに使用する高張力鋼材の鋼組織を比較して示す電子顕微鏡（ＳＥＭ）組織写真であり、（ａ）は従来の高張力鋼板、（ｂ）は開発した高延性１１８０ＭＰａ級の高張力鋼板である。深いＭ字状の断面を有するインパクトビームを開発するには、高い伸び特性が要求されるが、従来の１１８０ＭＰａ級鋼がマルテンサイト単相組織であるのに対し、開発の高張力鋼板は軟質なフェライトＦとマルテンサイトＭを最適な比率で微細に分散させている。これにより、高い強度と約２倍の高い延性を達成している。

図６は、インパクトビームに使用する高張力鋼板の加工硬化量（ＷＨ）と焼付硬化量（ＢＨ）の定義をする説明図である。
図６に示すように、縦軸に応力、横軸に歪（ひずみ）を取り、応力−歪曲線を示す。
永久歪を０．２％とした破線と曲線との交点が降伏強度のＹＳである。
ＹＳ′は、加工硬化後の降伏応力 を示し、△ＹＳは、その増加量を示している。
加工硬化（ＷＨ）は、素材の引張応力からプレス加工により増加される引張応力であり、焼付硬化（ＢＨ）は、塗装前後にて増加する引張応力である。
このように、開発高張力鋼板は、高い加工硬化（ＷＨ）特性および焼付硬化（ＢＨ）特性を示している。一般に延性の低い高張力鋼板は、単軸引張やプレス加工において割れが発生することから、このような効果は、望めるものではない。

図７は、インパクトビームに使用する高張力鋼板の焼付硬化（ＢＨ）特性を示すグラフであり、縦軸が降伏強度（△ＹＳ）、横軸が予歪（％）である。図７に示すように、これは、板厚１．４ｍｍ、ＹＳ＝９４０ＭＰａ、ＴＳ（引張強度）が１２７０ＭＰａの開発の高張力鋼板から、圧延直角方向に平行に採取したＪＩＳ５号試験片を用い、一軸引張試験にて１〜６％の予歪を付与し、塗装後の焼付け処理を模擬して１８０℃×２０分の熱処理を施し、その後、再び引張試験を行ったときの、ＷＨ量およびＢＨ量に及ぼす予歪量の影響を示すグラフである。ＷＨ量は予歪量と共に増加し、予歪２％で２５０ＭＰａに達する。また、ＢＨ量は予歪１％以上で１５０ＭＰａを超えており、高いＢＨ特性を示していることが判る。

図８は、インパクトビームに使用する鋼材を細分化した引張試験片の位置を示す説明図である。図８に示すように、インパクトビームの上面には、Ａ１，Ａ２，Ｂ１，Ｂ２，Ｃ１，Ｃ２，Ｄ１，Ｄ２の８箇所の引張試験片の位置を示している。有限要素法（ＦＥＭ）による成形解析の結果、冷間プレス加工によるＭ字断面縦壁部には約３％の歪が導入されることが判明した。そこで、図８に示す各位置から米国材料試験協会（ＡＳＴＭ：American Society of Testing and Materials）のサブサイズの引張試験片を採取し、１８０℃×２０分の熱処理後に引張試験を行った。
図９は、インパクトビームに使用する鋼材の位置に対する各引張試験片の降伏強度（ＹＳ）を示すグラフである。なお、値は３部品の平均値である。図９に示すように、インパクトビームに使用する開発部品の加工、熱処理後の降伏強度（ＹＳ）は、ダイクエンチ材のＹＳの報告値（約１０５０ＭＰａ）に比べて高い値になっている。

つぎに、実際にインパクトビームのプレス部品の三点曲げ試験を実施した結果を示す。
図１０は、インパクトビームの曲げ試験の方法を説明する模式図である。図１０に示すように、支持スパンＬは５００ｍｍであり、荷重Ｐを掛ける加圧部の円弧形状Ｒ１は１５２．５ｍｍ、両端支持部の円弧形状Ｒ２は１２．５ｍｍである。試験片の中央部に荷重Ｐを掛け、移動量ｄまで移動してインパクトビームを曲げる。
図１１は、この曲げ試験でのインパクトビームのプレス部品の荷重変位曲線を示すグラフである。図１１に示すように、比較できるように、従来のダイクエンチ（熱間プレス）成形（上）と本願の冷間プレス（下）の場合を示している。従来のダイクエンチ成形（上）では最高荷重が２０ｋＮであるのに対し、インパクトビームの開発部品の冷間スタンプ（下）は約１９ｋＮとなっている。また、インパクトビームは、高い加工硬化（ＷＨ）と焼付硬化（ＢＨ）を示す高延性１１８０ＭＰａ級の高張力鋼板を用いたことにより、さらに、深いＭ字形状とすることができ、しかも、従来部品と同等以下の質量で、ほぼ同等の耐衝撃特性が達成させることができる。

＜遅れ破壊に対する安全性の確認＞
インパクトビームは、本開発部品に限らず、引張強度（ＴＳ）が１１８０ＭＰａ以上の高張力鋼板を使用する場合、使用中の遅れ破壊が懸念されている。このため、遅れ破壊に対する安全性の確認を行った。
図１２は、インパクトビームに使用する材料の遅れ破壊の発生領域を示す説明図である。下面の縦軸に応力、横軸に歪、高さ方向に侵入水素量を取る。プレス加工後に使用される自動車用薄高張力鋼板の遅れ破壊特性評価に関する報告は少ないが、薄高張力鋼板においては、冷間プレスによる加工歪の影響を考慮した遅れ破壊特性評価方法が必要と考えられる。すなわち、材料に応じて遅れ破壊が懸念される使用条件（歪、応力、侵入水素）の領域を示す。このように、予めラボサンプルにより明確にした。これにより、実際のプレス部品の加工状態、応力状態、侵入水素量と比較することで、プレス部品の実使用環境での破壊の危険性を予測できる。

図１３は、インパクトビームに使用する材料からなる試験片の形状を示す説明図である。試験片は、Ｍ字形状の部品では、Ｍ字断面の頂点の加工が最も厳しく、かつ、加工による残留応力も高くなると考えられることから、図１３に示すように、試験片は、板厚１．４ｍｍの高張力鋼板から試験片の長手を圧延方向に平行に採取した３０ｍｍ×１００ｍｍのサンプルに、２個のボルト通穴（φ１０ｍｍ）を設け、Ｕ形曲げ加工を行い、ボルト通穴にボルトを通してナット（図示せず）により締付けて曲げ応力を負荷した。そして、試験片を３０℃、０．１規定の塩酸（ＨＣＬ）中に最大３００時間まで浸漬して破壊時間および侵入水素量を調査した。

破壊時間に及ぼす加工歪量の影響を曲げ半径を変化させることで、また、負荷応力の影響を、ボルト締付け間隔ｄ（図１３参照）を変化させることで評価した。Ｕ曲げ頂点部の表層の応力は、Ｘ線微小応力測定装置（Ｃｒ−Ｋα線、管電圧３５ｋｖ、管電流２５ｍＡ、回折面α−Ｆｅ(２１１)）で測定した。塩酸浸漬により鋼中に侵入する拡散性水素量は四重極質量分析計を用いた昇温分析法（昇温速度６００℃／ｈ）により測定した。なお、せん断加工の影響を排除するために、試験片長手の端面には機械研削加工を施した。
供試材をＵ形曲げ加工したときに外観上良好に成形できるきる最小の曲げ半径（極限曲げ半径）は２ｍｍで、曲げ半径１．５ｍｍでは試験片の外表面に微小クラックが発生した。

図１４は、インパクトビームに使用する材料からなる試験片の破壊時間と曲げ半径の関係を示すグラフであり、縦軸が破壊時間（ｈ）、横軸が曲げ半径（ｍｍ）である。図１４は、Ｕ字形に曲げ加工後、スプリングバック分をボルトで締付けた試験片を０．１規定塩酸中に浸漬したときの破壊時間に及ぼす曲げ半径の影響を示している。例えば、曲げ半径（Ｒ）が４ｍｍ以上では破壊していないが、２ｍｍでは短時間で破壊している。

図１５は、試験片の曲げ加工後、塩酸浸漬前のＵ形に曲げ頂点部の断面の組織を示す電子顕微鏡（ＳＥＭ）写真であり、（ａ）はＲ＝２ｍｍの試験片、（ｂ）はＲ＝４ｍｍの試験片である。（ａ）に示すように、短時間の塩酸浸漬で破壊したＲ＝２ｍｍの試験片では、試験片内部の至る所にマイクロボイド（微小空孔：△印で示す）が生成しているのが判る。
一方、（ｂ）に示すように、Ｒ＝４ｍｍの試験片では、マイクロボイドは観察されない。このことから、高延性で、引張強度１１８０ＭＰａの高張力を有する材料において、限界曲げ半径の近傍の強加工領域では、加工により高張力鋼板内部にマイクロボイドが生成しており、破壊が促進された可能性がある。
このように、インパクトビームの材料を曲げ加工する際、加工限界に近い強加工領域では、遅れ破壊が促進される可能性があるので、注意が必要である。

図１６は、Ｒ＝２ｍｍの試験片の破壊時間に及ぼす表層負荷応力の影響を示すグラフであり、縦軸が破壊時間（ｈ）、横軸が表層負荷応力（ＭＰａ）である。図１６に示すように、表層負荷応力が約８００ＭＰａ（ボルト締付け間隔、ｄ＝４ｍｍ）では破壊しているが、約２３０ＭＰａ（ｄ＝１２．５ｍｍ）と、−３２０ＭＰａ（ｄ＝２１ｍｍ、ボルト締付け無し）では、加工条件の厳しいＲ＝２ｍｍにおいても破壊は発生していない。

図１７は、インパクトビームに使用する材料の水素放出線を示すグラフであり、縦軸が水素放出速度wtppb・s^-1、横軸が温度（℃）である。図１７に示すように、水素放出速度は、１６０℃を中心に１００℃〜３００℃まで突出しているのが判る。つまり、図１７は、０．１規定塩酸２０時間浸漬後の試験片（Ｒ＝５ｍｍ）の、破壊が発生するＵ曲げ頂点部から採取したサンプルの昇温分析法により分析したときの水素放出線を示す。拡散性水素は、この３００℃以下で高張力鋼から放出される水素をいい、遅れ破壊に影響を及ぼすと考えられている。

図１８は、インパクトビームに使用する材料における拡散性水素量と塩酸浸漬時間の関係を示すグラフである。つまり、図１８は、０．１規定の塩酸に浸漬したＲ＝５ｍｍの試験片Ｕ字曲げ頂点部の拡散性水素量と塩酸浸漬時間の関係を示している。図１８に示すように、拡散性水素量は２４時間で、約０．６wtppmで飽和することが判る。
なお、鋼中の水素量は、負荷応力によって変化すると一般に言われているが、曲げ加工では静水圧応力がゼロになるため、水素量への負荷応力の影響を考慮する必要がないと考えられる。実験においても、侵入水素量への負荷応力の影響が認められなかったことから、水素分析はボルト締付け無しのサンプルについて行った。

図１９は、対象鋼において遅れ破壊の発生領域をまとめた説明図である。下面から少し上に記載の平面は実環境を示し、さらに上昇した平面は、０．１規定のＨＣＬ（塩酸）の環境を示している。また、球の印は、３００時間破壊無しを示し、×印は破壊発生を示している。図１９に示すように、遅れ破壊の発生領域を回避するためには、曲げ半径を４ｍｍ以下にしないこと。負荷応力を４００ＭＰａ以下に抑えることで可能であることが判る。
したがって、インパクトビームに使用する材料の使用条件（曲げ半径、応力、侵入水素量）は、Ｍ字状の曲げ半径が６．４ｍｍであり、開発部品の応力、歪の状態は、遅れ破壊の発生領域から十分離れていると考えられる。つまり、開発部品の加工歪、応力状態は、ラボサンプルで評価した開発の高張力鋼板の遅れ破壊危険領域から外れている。また、０．１規定塩酸浸漬による侵入水素量約０．６ｐｐｍと実環境での腐食に伴う侵入水素量より高いと推定されることから、開発部品の実使用環境での遅れ破壊の危険性は小さいことが確認された。

また、実際に開発部品の塩酸浸漬試験も実施したが、曲げ頂点付近、ならびに引張応力となっていると考えられる曲げ頂点の内側（Ｘ線応力測定では凹部の応力測定はできない）においても破壊は発生していない。さらに、実際の使用環境での後半の腐食に伴う侵入水素量の報告は薄高張力鋼板では少ないが、高強度ボルトなどの調査結果において、０．１ｐｐｍ程度であるとの報告があり、実環境では０．１規定塩酸浸漬と比べて遅れ破壊の危険性は小さいと考えられる。確認のため、インパクトビームが使用される実環境に近い、腐食サイクル試験での破壊の有無も調査したが、Ｕ曲げサンプル、開発部品ともに破壊しなかった。
なお、本検討では、０．１規定塩酸３００時間浸漬という実環境と比較すると厳しい（侵入水素量が多い）条件での評価を実施したが、実部品の遅れ破壊のリスクを過不足なく評価するためには、浸漬液、浸漬時間の最適化が必要と考える。

以上のように、今回開発した高延性タイプの１１８０ＭＰａ級の高張力鋼板で製造されたインパクトビームの加工歪、応力状態は、実環境での腐食に伴う水素侵入による遅れ破壊に対して十分安全な領域にあることが確認された。
なお、本確認作業においては、０．１規定塩酸３００時間浸漬という実環境と比較すると厳しい（侵入水素量が多い）条件での評価を実施した。

＜まとめ＞
（１）高い加工硬化量（ＷＨ）、および、焼付硬化量（ＢＨ）特性を示す高延性タイプの１１８０ＭＰａ級鋼を用いたインパクトビームの加工方法は、低コスト化が可能な冷間プレスとし、インパクトビームの断面形状は深いＭ字形状とすることにより、従来部品と同等以下の重量で、ほぼ同等の耐衝撃特性が得られ、かつ低コスト化が達成された。
（２）開発部品の加工歪、応力状態は、ラボサンプルで評価した開発の高張力鋼板の遅れ破壊危険領域から外れており、また、０．１規定塩酸浸漬による侵入水素量約０．６ｐｐｍと実環境での腐食に伴う侵入水素量より高いと推定されることから、開発部品の実使用環境での遅れ破壊の危険性は小さいことが確認された。
（３）従来の熱間プレスから、冷間プレスにすることにより、加熱装置が不要となり、電気エネルギーを削減し、地球温暖化防止のためのＣＯ_２の発生を年間８５．７ｔｏｎ（９５％）抑えることができる。

なお、本発明は、その技術思想の範囲内で種々の改造、変更が可能であり、自動車用ドアの内部に装着される補強部材として最適であるが、その他の補強部材として利用可能である。例えば、ここではリアドア（後部のドア）で説明したが、フロントドア（前席のドア）や、バックドア、スライドドアのほかに、跳ね上げ式のドア用の補強部材としてもよい。

インパクトビームを示し、（ａ）は全体の外観を示す斜視図、（ｂ）は第１プレス工程での加工形状を示すＡ−Ａ線の断面図、（ｃ）は第２プレス工程での完成品の形状を示すＡ−Ａ線の断面図である。 本発明のインパクトビームの製造工程を示す工程図である。 出願人が製造する従来品と本発明のインパクトビームの断面形状を示し、（ａ）は従来部品の断面図、（ｂ）は本発明のインパクトビームの断面図である。 本発明のインパクトビームの冷間プレス加工した際の歪を濃淡で表した斜視図である。 鋼組織を比較して示す電子顕微鏡写真であり、（ａ）は従来の高張力鋼板、（ｂ）は高延性１１８０ＭＰａ級の高張力鋼板である。 加工硬化量（ＷＨ）と焼付硬化量（ＢＨ）の定義をする説明図である。 焼付硬化（ＢＨ）特性を示すグラフである。 細分化した引張試験片の位置を示す説明図である。 各引張試験片の降伏強度（ＹＳ）を示すグラフである。 曲げ試験の方法を説明する模式図である。 この曲げ試験での荷重変位曲線を示すグラフである。 遅れ破壊の発生領域を示す説明図である。 試験片の形状を示す説明図である。 破壊時間と曲げ半径の関係を示すグラフである。 試験片の曲げ加工後、塩酸浸漬前のＵ形に曲げ頂点部の断面の組織を示す電子顕微鏡写真である。 Ｒ＝２ｍｍの試験片の破壊時間に及ぼす表層負荷応力の影響を示すグラフである。 水素放出線を示すグラフである。 拡散性水素量と塩酸浸漬時間の関係を示すグラフである。 対象鋼において遅れ破壊の発生領域をまとめた説明図である。 従来の熱間プレスによる製造工程を示す工程図である。

符号の説明

１ インパクトビーム
１ａ ビーム本体
１ｂ，１ｃ 取付部（ブラケット）
２ 可動型
３ 固定型
ｄ 間隔
Ｗ ロール状ワーク（シート状ワーク）
Ｗ１ ブランク
Ｗ２ 第１ワーク
Ｗ３ 第２ワーク

Claims (1)

1. 軟質なフェライトとマルテンサイトを微細に分散させ、引張強度１４８０〜１１６０ＭＰａであり、降伏強度７１０ＭＰａ〜１２１５ＭＰａと、伸び９％〜１８％を有する高張力鋼板を使用した冷間プレス加工によるインパクトビームの製造方法であって、
   板取りした高張力鋼板のブランク（Ｗ）を中央部の断面形状が凹形ワーク（Ｗ１）に成形する第１プレス工程（Ｓ１）と、
   前記凹形ワーク（Ｗ１）の底部に深い谷でつないだ２つ山を設けたＭ字状ワーク（Ｗ２）に成形をする第２プレス工程（Ｓ２）と、
   を含むことを特徴とするインパクトビームの製造方法。