JP2020143354A - 熱間プレス部材およびその製造方法 - Google Patents
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Abstract
【課題】熱間プレス部材の電着塗装付き回り性を向上し、耐食性に優れた熱間プレス部材およびその製造方法を提供することを目的とする。【解決手段】鋼板の少なくとも一方の面にＺｎ系めっき層を有し、前記Ｚｎ系めっき層表面の最大高さ粗さＲｚが１５．０μｍ以下であることを特徴とする熱間プレス部材。【選択図】なし
Description
本発明は、熱間プレス部材およびその製造方法に関する。特に、耐食性に優れた熱間プレス部材およびその製造方法に関する。
近年、自動車の分野では素材鋼板の高性能化と共に軽量化が促進されており、防錆性を有する高強度溶融亜鉛めっき鋼板または電気亜鉛めっき鋼板の使用が増加している。しかし、多くの場合、鋼板の高強度化に伴ってそのプレス成形性が低下するため、複雑な部品形状を得ることは困難になる。例えば自動車用途で、防錆性が必要であり、かつ難成形部品としてはシャシーなどの足回り部材やＢピラーなどの骨格用構造部材が挙げられる。
このような背景から、近年では冷間プレスに比べてプレス成形性と高強度化の両立が容易である熱間プレスによる自動車用部品の製造が急速に増加しており、熱間プレス技術の諸課題を解決する様々な技術が開示されている。
例えば、特許文献１では、鋼板表層のめっき層融点を８００℃以上とすることで、液体金属脆化割れの無い熱間プレス部材を得る製造方法が開示されている。
また、特許文献２では、めっき層表層にＺｎＯを主体とする酸化皮膜を備えることで、熱間プレス加熱時の亜鉛蒸発を防止する熱間プレス用鋼板が開示されている。
また、特許文献３では、熱間プレス前に空気ジェットなどを用いて鋼板を４５０〜７００℃に急速中間冷却した後、プレスによる金型冷却を実施することによってマイクロクラックの無い熱間プレス部材を製造する方法が開示されている。
上述した様に、熱間プレス技術の諸課題に対して、鋼板、めっきおよび工法などの観点から様々な解決策が提案され、熱間プレス技術の進歩・発展を支えてきた。
しかしながら、熱間プレス部品の生産量増加や新規部品への技術適用に伴って、従来に無かった新たな課題が顕在化するようになってきた。
例えば、熱間プレス部材に化成処理および電着塗装を実施する際、冷間プレス部材に比べて、熱間プレス部材の方が電着塗装の付き回り性が不十分であることが生じる場合がある。電着塗装の付き回り性が不十分な場合では、部分的に電着塗装の薄膜部が形成され、塗装による耐食性向上効果を十分に享受できないという問題がある。
本発明はかかる事情に鑑みてなされたものであって、熱間プレス部材の電着塗装付き回り性を向上し、耐食性に優れた熱間プレス部材およびその製造方法を提供することを目的とする。
本発明者らは、上記課題を達成するために、鋭意研究を行い、以下の知見を得た。
（１）電着塗装の付き回り性劣化は、熱間プレス部材が有するＺｎ系めっき層表面の最大高さ粗さＲｚに相関があり、最大高さ粗さが１５．０μｍ以下であれば、電着塗装の付き回り性を向上することが出来る。
（２）電着塗装後の熱間プレス部材の耐食性はＺｎ系めっき層のＺｎＯ被覆率に相関があり、Ｚｎ系めっき層のＺｎＯ被覆率を８５％以上にすることで熱間プレス部材の耐食性を更に向上することが出来る。
（３）熱間プレス加工前に熱処理を行い、熱処理時の鋼板の最高到達温度Ｔが８６０℃以下であり、かつ室温から加熱工程終了までの総加熱時間が（２４．５−０．０２５Ｔ）ｍｉｎ以上とすることで、Ｚｎ系めっき層表面の最大高さ粗さＲｚが１５．０μｍ以下である熱間プレス部材を得る事が出来る。
（１）電着塗装の付き回り性劣化は、熱間プレス部材が有するＺｎ系めっき層表面の最大高さ粗さＲｚに相関があり、最大高さ粗さが１５．０μｍ以下であれば、電着塗装の付き回り性を向上することが出来る。
（２）電着塗装後の熱間プレス部材の耐食性はＺｎ系めっき層のＺｎＯ被覆率に相関があり、Ｚｎ系めっき層のＺｎＯ被覆率を８５％以上にすることで熱間プレス部材の耐食性を更に向上することが出来る。
（３）熱間プレス加工前に熱処理を行い、熱処理時の鋼板の最高到達温度Ｔが８６０℃以下であり、かつ室温から加熱工程終了までの総加熱時間が（２４．５−０．０２５Ｔ）ｍｉｎ以上とすることで、Ｚｎ系めっき層表面の最大高さ粗さＲｚが１５．０μｍ以下である熱間プレス部材を得る事が出来る。
本発明は上記知見に基づくものであり、その特徴は以下の通りである。
［１］鋼板の少なくとも一方の面にＺｎ系めっき層を有し、
前記Ｚｎ系めっき層表面の最大高さ粗さＲｚが１５．０μｍ以下であることを特徴とする熱間プレス部材。
［２］前記Ｚｎ系めっき層のＺｎＯ被覆率が８５％以上であることを特徴とする［１］に記載の熱間プレス部材。
［３］前記鋼板が、質量％で、
Ｃ：０．２０〜０．３５％、
Ｓｉ：０．１〜０．５％、
Ｍｎ：１．０〜３．０％、
Ｐ：０．０２％以下、
Ｓ：０．０１％以下、
Ａｌ：０．１％以下、
Ｎ：０．０１％以下を含有し、
残部がＦｅおよび不可避的不純物からなる成分組成を有することを特徴とする、［１］または［２］に記載の熱間プレス部材。
［４］さらに前記鋼板が、質量％で、
Ｎｂ：０．０５％以下、
Ｔｉ：０．０５％以下、
Ｂ：０．０００２〜０．００５０％、
Ｃｒ：０．１〜０．３％、
Ｓｂ：０．００３〜０．０３％のうちから選ばれる１種または２種以上の成分組成を含有することを特徴とする、［３］に記載の熱間プレス部材。
［５］［１］〜［４］のいずれか一項に記載の熱間プレス部材の製造方法であって、
鋼板の最高到達温度Ｔが８６０℃以下であり、かつ室温から加熱工程終了までの総加熱時間ｔが（２４．５−０．０２５Ｔ）ｍｉｎ以上で加熱した後、熱間プレス加工を行うことを特徴とする熱間プレス部材の製造方法。
［１］鋼板の少なくとも一方の面にＺｎ系めっき層を有し、
前記Ｚｎ系めっき層表面の最大高さ粗さＲｚが１５．０μｍ以下であることを特徴とする熱間プレス部材。
［２］前記Ｚｎ系めっき層のＺｎＯ被覆率が８５％以上であることを特徴とする［１］に記載の熱間プレス部材。
［３］前記鋼板が、質量％で、
Ｃ：０．２０〜０．３５％、
Ｓｉ：０．１〜０．５％、
Ｍｎ：１．０〜３．０％、
Ｐ：０．０２％以下、
Ｓ：０．０１％以下、
Ａｌ：０．１％以下、
Ｎ：０．０１％以下を含有し、
残部がＦｅおよび不可避的不純物からなる成分組成を有することを特徴とする、［１］または［２］に記載の熱間プレス部材。
［４］さらに前記鋼板が、質量％で、
Ｎｂ：０．０５％以下、
Ｔｉ：０．０５％以下、
Ｂ：０．０００２〜０．００５０％、
Ｃｒ：０．１〜０．３％、
Ｓｂ：０．００３〜０．０３％のうちから選ばれる１種または２種以上の成分組成を含有することを特徴とする、［３］に記載の熱間プレス部材。
［５］［１］〜［４］のいずれか一項に記載の熱間プレス部材の製造方法であって、
鋼板の最高到達温度Ｔが８６０℃以下であり、かつ室温から加熱工程終了までの総加熱時間ｔが（２４．５−０．０２５Ｔ）ｍｉｎ以上で加熱した後、熱間プレス加工を行うことを特徴とする熱間プレス部材の製造方法。
本発明によれば、熱間プレス部材の電着塗装付き回り性を向上し、耐食性に優れた熱間プレス部材が得られる。また、本発明の熱間プレス部材は、急速中間冷却を行う必要がないため、一般的な熱間プレス設備で成形することができる。
以下、本発明の実施形態について説明する。なお、以下の説明は、本発明の好適な一実施態様を示すものであり、以下の説明によって何ら限定されるものではない。また、鋼成分組成の各元素の含有量の単位はいずれも「質量％」であり、以下、特に断らない限り単に「％」で示す。
まず、熱間プレス用鋼板のＺｎ系めっき層の限定理由について述べる。
Ｚｎ系めっき層表面の最大高さ粗さＲｚが１５．０μｍ以下
上述したように、本発明者らは熱間プレス部材の電着塗装付き回り性とＺｎ系めっき層表面の最大高さ粗さＲｚに相関があることを見出した。具体的には、Ｚｎ系めっき層表面の最大高さ粗さＲｚが１５．０μｍ以下の場合では、電着塗装の膜厚最少部が厚いことが明らかになった。これは、電着塗装後の熱処理において、Ｚｎ系めっき層表面の最大高さ粗さＲｚが１５．０μｍを超える場合は、電着塗装の熱フローの障壁となるため、塗装膜厚が薄い部分が存在したためと考えられる。部分的にでも塗装膜厚が薄い部分が存在する場合は、その薄膜部を起点として部材の腐食が進行するため、塗膜厚さが均一に担保されている場合に比べて電着塗装の付き回り性が不十分となり、その結果、耐食性は劣化する。したがって、Ｚｎ系めっきの最大高さ粗さＲｚは１５．０μｍ以下とする。
上述したように、本発明者らは熱間プレス部材の電着塗装付き回り性とＺｎ系めっき層表面の最大高さ粗さＲｚに相関があることを見出した。具体的には、Ｚｎ系めっき層表面の最大高さ粗さＲｚが１５．０μｍ以下の場合では、電着塗装の膜厚最少部が厚いことが明らかになった。これは、電着塗装後の熱処理において、Ｚｎ系めっき層表面の最大高さ粗さＲｚが１５．０μｍを超える場合は、電着塗装の熱フローの障壁となるため、塗装膜厚が薄い部分が存在したためと考えられる。部分的にでも塗装膜厚が薄い部分が存在する場合は、その薄膜部を起点として部材の腐食が進行するため、塗膜厚さが均一に担保されている場合に比べて電着塗装の付き回り性が不十分となり、その結果、耐食性は劣化する。したがって、Ｚｎ系めっきの最大高さ粗さＲｚは１５．０μｍ以下とする。
なお、Ｚｎ系めっき層表面のＲｚは、ＪＩＳ Ｂ ０６０１に記載の触針式表面粗さ測定機の測定法により測定される。
Ｚｎ系めっき層としては、防錆性の観点からめっき層の主成分がＺｎであれば組成に関しては特に限定されないが、Ｚｎ−Ａｌ合金めっき層、Ｚｎ−Ａｌ−Ｍｇ合金めっき層、Ｚｎ−Ａｌ−Ｍｇ−Ｓｉ合金めっき層、Ｚｎ−Ｆｅ合金めっき層、Ｚｎ−Ｎｉ合金めっき層のうちのいずれか１種が好ましい。
また、本発明では、Ｚｎ系めっき層は、１０〜２５質量％のＮｉを含み、残部はＺｎおよび不可避的不純物からなるＺｎ−Ｎｉ合金めっき層であることが好ましい。Ｚｎ合金めっき層中のＮｉ量を１０〜２５質量％に制御することで、融点の高いＮｉ２Ｚｎ１１、ＮｉＺｎ３、Ｎｉ５Ｚｎ２１のいずれかの結晶構造を有するγ相が形成されるため、他のＺｎ合金めっき層に比べて耐液体金属脆化の観点で有利である。
また、Ｚｎ系めっき層の片面当たりのめっき付着量は、１２０ｇ／ｍ２以下であることが好ましい。一般的なめっき製造ラインで１２０ｇ／ｍ２超えの厚めっきを形成させるためには、ラインスピードを大幅に抑制する必要があり、コストアップを招く。したがって、片面当たりのめっき付着量は１２０ｇ／ｍ２以下が好ましい。なお、より好ましくは、９０ｇ／ｍ２以下である。また、１０ｇ／ｍ２未満では熱間プレス加熱時のＦｅスケール生成抑制効果が不十分になるため、１０ｇ／ｍ２以上であることが好ましい。
ＺｎＯ被覆率が８５％以上
より耐食性に優れた熱間プレス部材を得るために、本発明では、Ｚｎ系めっき層のＺｎＯ被覆率を８５％以上とすることが好ましい。ＺｎＯ被覆率により耐食性が向上されるメカニズムは明らかではないが、めっき露出部（すなわち、ＺｎＯに被覆されていない部分）はＺｎＯ被覆部に比べて化成処理性が劣位であり、塗装密着性が低下している可能性が考えられる。なお、ＺｎＯ被覆率については、加熱時間を制御することにより所望のＺｎＯ被覆率が得られる。
より耐食性に優れた熱間プレス部材を得るために、本発明では、Ｚｎ系めっき層のＺｎＯ被覆率を８５％以上とすることが好ましい。ＺｎＯ被覆率により耐食性が向上されるメカニズムは明らかではないが、めっき露出部（すなわち、ＺｎＯに被覆されていない部分）はＺｎＯ被覆部に比べて化成処理性が劣位であり、塗装密着性が低下している可能性が考えられる。なお、ＺｎＯ被覆率については、加熱時間を制御することにより所望のＺｎＯ被覆率が得られる。
本発明において、１４７０ＭＰａ級を超えるような熱間プレス部材を得るためには、めっき層の下地鋼板としては、例えば、質量％で、Ｃ：０．２０〜０．３５％、Ｓｉ:０．１〜０．５％、Ｍｎ：１．０〜３．０％、Ｐ：０．０２％以下、Ｓ：０．０１％以下、Ａｌ：０．１％以下、Ｎ：０．０１％以下を含有し、残部Ｆｅおよび不可避的不純物からなる成分組成を有する鋼板を用いることができる。なお、鋼板としては冷延鋼板または熱延鋼板のいずれでも構わない。以下に各成分の限定理由を記載する。
Ｃ：０．２０〜０．３５％
Ｃは、鋼組織としてマルテンサイトなどを形成させることで強度を向上させる。１４７０ＭＰａ級を超えるような強度を得るためには０．２０％以上必要である。一方、０．３５％を超えるとスポット溶接部の靱性が劣化する。したがって、Ｃ量は０．２０〜０．３５％とすることが好ましい。
Ｃは、鋼組織としてマルテンサイトなどを形成させることで強度を向上させる。１４７０ＭＰａ級を超えるような強度を得るためには０．２０％以上必要である。一方、０．３５％を超えるとスポット溶接部の靱性が劣化する。したがって、Ｃ量は０．２０〜０．３５％とすることが好ましい。
Ｓｉ:０．１〜０．５％
Ｓｉは鋼を強化して良好な材質を得るのに有効な元素である。そのためには０．１％以上必要である。一方、０．５％を超えるとフェライトが安定化されるため、焼き入れ性が低下する。したがって、Ｓｉ量は０．１〜０．５％とすることが好ましい。
Ｓｉは鋼を強化して良好な材質を得るのに有効な元素である。そのためには０．１％以上必要である。一方、０．５％を超えるとフェライトが安定化されるため、焼き入れ性が低下する。したがって、Ｓｉ量は０．１〜０．５％とすることが好ましい。
Ｍｎ：１．０〜３．０％
Ｍｎは鋼の高強度化に有効な元素である。機械特性や強度を確保するためは１．０％以上含有させることが必要である。一方、３．０％を超えると焼鈍時の表面濃化が増加し、めっき密着性の確保が困難になる。したがって、Ｍｎ量は１．０〜３．０％とすることが好ましい。
Ｍｎは鋼の高強度化に有効な元素である。機械特性や強度を確保するためは１．０％以上含有させることが必要である。一方、３．０％を超えると焼鈍時の表面濃化が増加し、めっき密着性の確保が困難になる。したがって、Ｍｎ量は１．０〜３．０％とすることが好ましい。
Ｐ：０．０２％以下
Ｐ量が０．０２％を超えると鋳造時のオーステナイト粒界へのＰ偏析に伴う粒界脆化により、局部延性の劣化を通じて強度と延性のバランスが低下する。したがって、Ｐ量は０．０２％以下とすることが好ましい。
Ｐ量が０．０２％を超えると鋳造時のオーステナイト粒界へのＰ偏析に伴う粒界脆化により、局部延性の劣化を通じて強度と延性のバランスが低下する。したがって、Ｐ量は０．０２％以下とすることが好ましい。
Ｓ：０．０１％以下
ＳはＭｎＳなどの介在物となって、耐衝撃性の劣化や溶接部のメタルフローに沿った割れの原因となる。したがって、極力低減することが望ましく０．０１％以下とすることが好ましい。また、良好な伸びフランジ性を確保するため、より好ましくは０．００５％以下とする。
ＳはＭｎＳなどの介在物となって、耐衝撃性の劣化や溶接部のメタルフローに沿った割れの原因となる。したがって、極力低減することが望ましく０．０１％以下とすることが好ましい。また、良好な伸びフランジ性を確保するため、より好ましくは０．００５％以下とする。
Ａｌ：０．１％以下
Ａｌ量が０．１％を超えると、素材の鋼板のブランキング加工性や焼入れ性を低下させる。したがって、Ａｌ量は０．１％以下とすることが好ましい。
Ａｌ量が０．１％を超えると、素材の鋼板のブランキング加工性や焼入れ性を低下させる。したがって、Ａｌ量は０．１％以下とすることが好ましい。
Ｎ：０．０１％以下
Ｎ量が０．０１％を超えると、熱間圧延時や熱間プレス前の加熱時にＡｌＮの窒化物を形成し、素材の鋼板のブランキング加工性や焼入れ性を低下させる。したがって、Ｎ量は０．０１％以下とすることが好ましい。
Ｎ量が０．０１％を超えると、熱間圧延時や熱間プレス前の加熱時にＡｌＮの窒化物を形成し、素材の鋼板のブランキング加工性や焼入れ性を低下させる。したがって、Ｎ量は０．０１％以下とすることが好ましい。
また、本発明では上記した基本成分のほかに鋼板の特性の更なる改善を意図して、Ｎｂ：０．０５％以下、Ｔｉ：０．０５％以下、Ｂ：０．０００２〜０．００５０％、Ｃｒ：０．１〜０．３％、Ｓｂ：０．００３〜０．０３％のうちから選ばれる１種または２種以上を必要に応じて適宜含有させることが可能である。
Ｎｂ：０．０５％以下
Ｎｂは鋼の強化に有効な成分であるが、過剰に含まれると形状凍結性が低下する。したがって、Ｎｂを含有させる場合は０．０５％以下とする。
Ｎｂは鋼の強化に有効な成分であるが、過剰に含まれると形状凍結性が低下する。したがって、Ｎｂを含有させる場合は０．０５％以下とする。
Ｔｉ：０．０５％以下
ＴｉもＮｂと同様に鋼の強化には有効であるが、過剰に含まれると形状凍結性が低下するという課題がある。したがって、Ｔｉを含有させる場合は０．０５％以下とする。
ＴｉもＮｂと同様に鋼の強化には有効であるが、過剰に含まれると形状凍結性が低下するという課題がある。したがって、Ｔｉを含有させる場合は０．０５％以下とする。
Ｂ：０．０００２〜０．００５０％
Ｂはオーステナイト粒界からのフェライト生成および成長を抑制する作用を有するため、０．０００２％以上の添加が好ましい。一方、過剰なＢの添加は成形性を大きく損なう。したがって、Ｂを含有させる場合は０．０００２〜０．００５０％とする。
Ｂはオーステナイト粒界からのフェライト生成および成長を抑制する作用を有するため、０．０００２％以上の添加が好ましい。一方、過剰なＢの添加は成形性を大きく損なう。したがって、Ｂを含有させる場合は０．０００２〜０．００５０％とする。
Ｃｒ：０．１〜０．３％
Ｃｒは鋼の強化および焼き入れ性を向上させるために有用である。このような効果を発現するためには０．１％以上の添加が好ましい。一方、合金コストが高いため０．３％超えの添加では大幅なコストアップを招く。したがって、Ｃｒを含有させる場合は０．１〜０．３％とする。
Ｃｒは鋼の強化および焼き入れ性を向上させるために有用である。このような効果を発現するためには０．１％以上の添加が好ましい。一方、合金コストが高いため０．３％超えの添加では大幅なコストアップを招く。したがって、Ｃｒを含有させる場合は０．１〜０．３％とする。
Ｓｂ：０．００３〜０．０３％
Ｓｂも熱間プレスのプロセス中に鋼板表層の脱炭を抑止する効果がある。このような効果を発現するためには０．００３％以上の添加が必要である。一方、Ｓｂ量が０．０３％を超えると圧延荷重の増加を招くため生産性を低下させる。したがって、Ｓｂを含有させる場合は０．００３〜０．０３％とする。
Ｓｂも熱間プレスのプロセス中に鋼板表層の脱炭を抑止する効果がある。このような効果を発現するためには０．００３％以上の添加が必要である。一方、Ｓｂ量が０．０３％を超えると圧延荷重の増加を招くため生産性を低下させる。したがって、Ｓｂを含有させる場合は０．００３〜０．０３％とする。
上記以外の残部は、Ｆｅおよび不可避的不純物からなる。
次に、本発明の熱間プレス部材の製造方法について説明する。本発明の熱間プレス部材を製造するためには、熱間プレス加工前の熱処理時における鋼板の最高到達温度および加熱時間を制御することが重要である。
鋼板の最高到達温度Ｔが８６０℃以下
本発明者らは、Ｚｎ系めっき層の凹凸形状と熱処理条件の相関を調査した結果、鋼板の最高到達温度Ｔが高くなるほどＲｚが増加し、特に８６０℃超えでは急激にＲｚが増加することを知見した。著者らは熱間プレス前の熱処理時に凹凸が形成するメカニズムを以下のように推定している。すなわち、熱間プレス用鋼板が熱間プレス加工前に熱処理される際、鋼板の組織がｂｃｃからｆｃｃ構造に相変態することにより、体積収縮が発生する。この際、表層の溶融めっき層が局所的に収縮した鋼板の隙間に侵入することにより、凹凸が形成する。したがって、凹凸形成を抑制するためには隙間に加熱時に鋼板隙間に侵入する溶融めっき層の体積を減少させることが有効であると考えられ、熱処理温度の低減が効果的であると推定される。上述の通り、熱間プレス部材の電着塗装付き回り性を向上し、耐食性を担保するためにはＺｎ系めっき層の最大高さ粗さＲｚを抑制することが有効である。したがって、本発明の熱間プレス部材を得るために、熱間プレス時の鋼板到達温度Ｔは８６０℃以下とする。なお、熱間プレス時の鋼板到達温度の下限は母材組織によって異なり、オーステナイト単相領域に加熱されるＡｃ３変態点以上とする。
本発明者らは、Ｚｎ系めっき層の凹凸形状と熱処理条件の相関を調査した結果、鋼板の最高到達温度Ｔが高くなるほどＲｚが増加し、特に８６０℃超えでは急激にＲｚが増加することを知見した。著者らは熱間プレス前の熱処理時に凹凸が形成するメカニズムを以下のように推定している。すなわち、熱間プレス用鋼板が熱間プレス加工前に熱処理される際、鋼板の組織がｂｃｃからｆｃｃ構造に相変態することにより、体積収縮が発生する。この際、表層の溶融めっき層が局所的に収縮した鋼板の隙間に侵入することにより、凹凸が形成する。したがって、凹凸形成を抑制するためには隙間に加熱時に鋼板隙間に侵入する溶融めっき層の体積を減少させることが有効であると考えられ、熱処理温度の低減が効果的であると推定される。上述の通り、熱間プレス部材の電着塗装付き回り性を向上し、耐食性を担保するためにはＺｎ系めっき層の最大高さ粗さＲｚを抑制することが有効である。したがって、本発明の熱間プレス部材を得るために、熱間プレス時の鋼板到達温度Ｔは８６０℃以下とする。なお、熱間プレス時の鋼板到達温度の下限は母材組織によって異なり、オーステナイト単相領域に加熱されるＡｃ３変態点以上とする。
室温から加熱工程終了までの総加熱時間ｔが（２４．５−０．０２５Ｔ）ｍｉｎ以上
上述の通り、本発明の重要な要件である最大高さ粗さＲｚを制御する上では鋼板到達温度の低温化が有効である。一方で、熱処理時の鋼板到達温度が低くなるにしたがって、熱間プレス前の鋼板組織がオーステナイト単相組織になりにくい。また、Ｚｎ系めっき層のＺｎＯ被覆率について、十分な量のＺｎＯが形成し難い。しかしながら、加熱時間を長くすることで熱処理時の鋼板到達温度が低温であってもオーステナイト単相組織を得ることが出来るとともに、所望のＺｎＯ被覆率を得ることができる。具体的には、鋼板到達温度をＴ℃とすると、（２４．５−０．０２５Ｔ）ｍｉｎ以上加熱することで、オーステナイト単相組織が得られる。したがって、室温から加熱工程終了までの総加熱時間ｔが（２４．５−０．０２５Ｔ）ｍｉｎ以上とする。なお、上記加熱を行う方法としては、加熱時間を確保しやすい電気炉やガス炉などが例示できる。また、本発明における、室温から加熱工程終了までの総加熱時間ｔは、熱処理炉への鋼板投入開始から取り出しまでの時間の範囲をいう。
上述の通り、本発明の重要な要件である最大高さ粗さＲｚを制御する上では鋼板到達温度の低温化が有効である。一方で、熱処理時の鋼板到達温度が低くなるにしたがって、熱間プレス前の鋼板組織がオーステナイト単相組織になりにくい。また、Ｚｎ系めっき層のＺｎＯ被覆率について、十分な量のＺｎＯが形成し難い。しかしながら、加熱時間を長くすることで熱処理時の鋼板到達温度が低温であってもオーステナイト単相組織を得ることが出来るとともに、所望のＺｎＯ被覆率を得ることができる。具体的には、鋼板到達温度をＴ℃とすると、（２４．５−０．０２５Ｔ）ｍｉｎ以上加熱することで、オーステナイト単相組織が得られる。したがって、室温から加熱工程終了までの総加熱時間ｔが（２４．５−０．０２５Ｔ）ｍｉｎ以上とする。なお、上記加熱を行う方法としては、加熱時間を確保しやすい電気炉やガス炉などが例示できる。また、本発明における、室温から加熱工程終了までの総加熱時間ｔは、熱処理炉への鋼板投入開始から取り出しまでの時間の範囲をいう。
加熱に次いで、熱間プレス加工を行い、引き続き金型や水などの冷媒を用いて冷却を行うことにより熱間プレス部材が製造される。本発明においては、熱間プレス条件は特に限定されないが、一般的な熱間プレス温度範囲である６００〜８００℃でプレスを行う事が出来る。
以下、本発明を実施例に基づいて具体的に説明する。下記の実施例は本発明を限定するものではなく、要旨構成の範囲内で適宜変更することは、本発明の範囲に含まれるものとする。
下地鋼板として、質量％で、Ｃ：０．３０％、Ｓｉ：０．２５％、Ｍｎ：２．０％、Ｐ：０．００５％、Ｓ：０．００５％、Ａｌ：０．０３％、Ｎ：０．００５％、Ｎｂ：０．００５％、Ｔｉ：０．０２％、Ｂ：０．００２０％、Ｃｒ：０．２％、Ｓｂ：０．００８％を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなる成分組成を有する、板厚１．４ｍｍの冷延鋼板を用いた（Ａｃ３＝７８１℃）。
この冷延鋼板の表面に、表１に示すめっき方法で、種々のＺｎ系めっき層を形成した。なお、めっき層について、溶融めっき処理の条件は、所望の組成が得られるよう溶融めっき浴組成を調整し、浴温度を各組成の融点＋２０℃とした。電気めっき処理の条件は、所望の組成が得られるように浴中の金属塩比および電流値を調整した。
この冷延鋼板の表面に、表１に示すめっき方法で、種々のＺｎ系めっき層を形成した。なお、めっき層について、溶融めっき処理の条件は、所望の組成が得られるよう溶融めっき浴組成を調整し、浴温度を各組成の融点＋２０℃とした。電気めっき処理の条件は、所望の組成が得られるように浴中の金属塩比および電流値を調整した。
得られた熱間プレス用鋼板から１５０ｍｍＣ×３００ｍｍＬの試験片を採取し、電気炉によって加熱した。加熱条件（熱処理条件）を表１に示す。種々の条件で熱処理した後、電気炉から試験片を取り出しハット型金型によって７００℃で熱間プレスを実施した。成形後の部品形状は上面の平坦部長さ１００ｍｍ、側面の平坦部長さ５０ｍｍ、下面の平坦部長さ５０ｍｍである。また、金型の曲げＲは上面の両肩、下面の両肩いずれも７Ｒである。次いで、得られた熱間プレス部材を表１に示す化成処理条件および電着塗装条件により電着塗装処理し、電着塗装した熱間プレス部材を得た。なお、化成処理液には、ＰＬＭ２１００（日本パーカライジング社製）もしくはＰＢＳＸ−３５（日本パーカライジング社製）を用いた。また、電着塗料には、ＧＴ１００Ｖ（関西ペイント社製）もしくはＧＴ１００（関西ペイント社製）を用いた。
以上より得られた熱間プレス部材について、Ｚｎ系めっき層表面の最大高さ粗さＲｚを測定した。測定は触針式表面粗さ測定機を用いてＪＩＳ Ｂ ０６０１に記載の手法により測定された。
また、ＺｎＯ被覆率については、表面ＳＥＭ（倍率×５００）を用いて観察を実施して（Ｎ＝１０）、ＺｎＯ未形成部の面積率を測定し、残部をＺｎＯ被覆部として割合（平均値）を算出した。
また、熱間プレス部材の電着塗装の電着塗装膜厚の平均膜厚Ｄ１（μｍ）および最少膜厚Ｄ２（μｍ）を測定し、以下の基準で電着塗装の付き回り性を評価した。
○：Ｄ１−Ｄ２が４．０μｍ未満
△：Ｄ１−Ｄ２が４．０μｍ以上８．０μｍ未満
×：Ｄ１−Ｄ２が８．０μｍ以上
評価が○であれば、電着塗装付き回り性に優れた熱間プレス用部材であると判断した。
また、得られたハット成形部品を腐食試験（ＳＡＥ−Ｊ２３３４）に供し、１２０サイクル後の側面平坦部中央（１００ｍｍＣ×３０ｍｍＬの領域）の最大腐食深さＥ１および平均腐食深さＥ２を調査し、以下の基準で評価した。
◎：平均腐食深さが０．５ｍｍ未満であり、Ｅ１−Ｅ２が０．２ｍｍ未満
○：平均腐食深さが０．５ｍｍ未満であり、Ｅ１−Ｅ２が０．２ｍｍ以上
△：平均腐食深さが０．５ｍｍ以上１．０ｍｍ未満
×：平均腐食深さが１．０ｍｍ以上
評価が◎または○であれば、耐食性に優れるとした。表１に評価結果を示す。
○：Ｄ１−Ｄ２が４．０μｍ未満
△：Ｄ１−Ｄ２が４．０μｍ以上８．０μｍ未満
×：Ｄ１−Ｄ２が８．０μｍ以上
評価が○であれば、電着塗装付き回り性に優れた熱間プレス用部材であると判断した。
また、得られたハット成形部品を腐食試験（ＳＡＥ−Ｊ２３３４）に供し、１２０サイクル後の側面平坦部中央（１００ｍｍＣ×３０ｍｍＬの領域）の最大腐食深さＥ１および平均腐食深さＥ２を調査し、以下の基準で評価した。
◎：平均腐食深さが０．５ｍｍ未満であり、Ｅ１−Ｅ２が０．２ｍｍ未満
○：平均腐食深さが０．５ｍｍ未満であり、Ｅ１−Ｅ２が０．２ｍｍ以上
△：平均腐食深さが０．５ｍｍ以上１．０ｍｍ未満
×：平均腐食深さが１．０ｍｍ以上
評価が◎または○であれば、耐食性に優れるとした。表１に評価結果を示す。
表１によれば、本発明の熱間プレス用鋼板は優れた電着塗装付き回り性および耐食性を有する。
実施例１において評価した、１０〜２５質量％のＮｉを含有し、残部Ｆｅおよび不可避的不純物からなるＺｎ−Ｎｉ合金めっき層を有する熱間プレス用鋼板について、耐ＬＭＥ特性（ＬＭＥ：Ｌｉｑｕｉｄ Ｍｅｔａｌ Ｅｍｂｒｉｔｔｌｅｍｅｎｔ、液体金属脆化）および耐食性を評価した。具体的には、実施例１で得られたハット成形部品の上面肩Ｒ部から断面ＳＥＭ観察用サンプルを採取し、観察により肩Ｒ外側で断面長さ５ｍｍの視野における母材に浸入しているクラック深さを２５０μｍピッチで合計２０か所測定し、以下の基準で耐ＬＭＥ特性を評価した。
○：クラック発生無しまたはクラック深さの平均値が１０μｍ未満
△：クラック深さの平均値が１０μｍ以上２００μｍ未満
×：クラック深さの平均値が２００μｍ以上
評価が○であれば、耐ＬＭＥ特性に優れるとした。
○：クラック発生無しまたはクラック深さの平均値が１０μｍ未満
△：クラック深さの平均値が１０μｍ以上２００μｍ未満
×：クラック深さの平均値が２００μｍ以上
評価が○であれば、耐ＬＭＥ特性に優れるとした。
表２に耐ＬＭＥ特性の評価結果および実施例１の評価結果（電着塗装付き回り性および耐食性）を示す。
表２の結果から、本発明の熱間プレス部材において、Ｚｎ−Ｎｉ合金めっき層が１０〜２５質量％のＮｉを含有し、残部Ｆｅおよび不可避的不純物からなるＺｎ−Ｎｉ合金めっき層であれば、耐ＬＭＥ特性に加えて、電着塗装付き回り性および耐食性も兼ね備えることが分かる。
Claims (5)
- 鋼板の少なくとも一方の面にＺｎ系めっき層を有し、
前記Ｚｎ系めっき層表面の最大高さ粗さＲｚが１５．０μｍ以下であることを特徴とする熱間プレス部材。 - 前記Ｚｎ系めっき層のＺｎＯ被覆率が８５％以上であることを特徴とする請求項１に記載の熱間プレス部材。
- 前記鋼板が、質量％で、
Ｃ：０．２０〜０．３５％、
Ｓｉ：０．１〜０．５％、
Ｍｎ：１．０〜３．０％、
Ｐ：０．０２％以下、
Ｓ：０．０１％以下、
Ａｌ：０．１％以下、
Ｎ：０．０１％以下を含有し、
残部がＦｅおよび不可避的不純物からなる成分組成を有することを特徴とする、請求項１または２に記載の熱間プレス部材。 - さらに前記鋼板が、質量％で、
Ｎｂ：０．０５％以下、
Ｔｉ：０．０５％以下、
Ｂ：０．０００２〜０．００５０％、
Ｃｒ：０．１〜０．３％、
Ｓｂ：０．００３〜０．０３％のうちから選ばれる１種または２種以上の成分組成を含有することを特徴とする、請求項３に記載の熱間プレス部材。 - 請求項１〜４のいずれか一項に記載の熱間プレス部材の製造方法であって、
鋼板の最高到達温度Ｔが８６０℃以下であり、かつ室温から加熱工程終了までの総加熱時間ｔが（２４．５−０．０２５Ｔ）ｍｉｎ以上で加熱した後、熱間プレス加工を行うことを特徴とする熱間プレス部材の製造方法。
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|---|---|---|---|---|
| JP2006051543A (ja) * | 2004-07-15 | 2006-02-23 | Nippon Steel Corp | 冷延、熱延鋼板もしくはＡｌ系、Ｚｎ系めっき鋼板を使用した高強度自動車部材の熱間プレス方法および熱間プレス部品 |
| JP2013503254A (ja) * | 2009-08-25 | 2013-01-31 | ティッセンクルップ スチール ヨーロッパ アクチェンゲゼルシャフト | 腐食に対する保護を与える金属コーティングが施された鋼部材を製造する方法、および鋼部材 |
| JP2014014834A (ja) * | 2012-07-09 | 2014-01-30 | Nippon Steel & Sumitomo Metal | 高強度鋼成形部材の製造方法 |
| KR20160077583A (ko) * | 2014-12-23 | 2016-07-04 | 주식회사 포스코 | 미소크랙이 억제된 열간 프레스 성형품 및 그 제조방법 |
| JP2017066497A (ja) * | 2015-10-01 | 2017-04-06 | 株式会社神戸製鋼所 | 熱間プレス鋼部品およびその製造方法 |
| WO2018179839A1 (ja) * | 2017-03-30 | 2018-10-04 | Ｊｆｅスチール株式会社 | ホットプレス部材およびその製造方法 |
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Patent Citations (6)
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|---|---|---|---|---|
| JP2006051543A (ja) * | 2004-07-15 | 2006-02-23 | Nippon Steel Corp | 冷延、熱延鋼板もしくはＡｌ系、Ｚｎ系めっき鋼板を使用した高強度自動車部材の熱間プレス方法および熱間プレス部品 |
| JP2013503254A (ja) * | 2009-08-25 | 2013-01-31 | ティッセンクルップ スチール ヨーロッパ アクチェンゲゼルシャフト | 腐食に対する保護を与える金属コーティングが施された鋼部材を製造する方法、および鋼部材 |
| JP2014014834A (ja) * | 2012-07-09 | 2014-01-30 | Nippon Steel & Sumitomo Metal | 高強度鋼成形部材の製造方法 |
| KR20160077583A (ko) * | 2014-12-23 | 2016-07-04 | 주식회사 포스코 | 미소크랙이 억제된 열간 프레스 성형품 및 그 제조방법 |
| JP2017066497A (ja) * | 2015-10-01 | 2017-04-06 | 株式会社神戸製鋼所 | 熱間プレス鋼部品およびその製造方法 |
| WO2018179839A1 (ja) * | 2017-03-30 | 2018-10-04 | Ｊｆｅスチール株式会社 | ホットプレス部材およびその製造方法 |
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