JP7226644B2 - 重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法及び重ね合わせホットスタンプ成形体 - Google Patents

Description

本発明は、重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法及び重ね合わせホットスタンプ成形体に関する。

近年、自動車用鋼板の用途において、高強度と高成形性とを両立する鋼板が望まれている。高強度と高成形性とを両立する鋼板の１つとして、残留オーステナイトのマルテンサイト変態を利用したＴＲＩＰ（Ｔｒａｎｓｆｏｒｍａｔｉｏｎ Ｉｎｄｕｃｅｄ Ｐｌａｓｔｉｃｉｔｙ）鋼がある。このＴＲＩＰ鋼により、成形性の優れた１０００ＭＰａ級程度の強度を有する高強度鋼板を製造することは可能である。しかしながら、ＴＲＩＰ鋼の技術を用い、更に高強度（例えば１５００ＭＰａ以上）を有する超高強度鋼で成形性を確保することは困難である。加えて、成形後の形状凍結性が悪く、成形品の寸法精度が劣るという問題がある。

上記のような、室温付近で成形する工法（いわゆる冷間プレス工法）に対し、最近注目を浴びている工法が、ホットスタンプ（ホットプレス、熱間プレス、ダイクエンチ、プレスクエンチ等とも呼称される。）である。このホットスタンプは、鋼板をＡｃ３点以上（例えば８００℃以上）まで加熱してオーステナイト化した直後に、加熱された鋼板を例えばロボットなどでプレス機まで搬送すること、及び、加熱された鋼板を熱間でプレスすることによって成形性を確保させ、下死点保持の間に金型でＭｓ点以下（例えば４００℃以下）まで急冷することで材料をマルテンサイト化させて焼き入れることで、プレス後に所望の高強度の材質を得る部品の製造方法である。本工法によれば、成形後の形状凍結性にも優れた自動車用部品を得ることができる。

一方で、自動車の車体を構成する部品に用いられる各種のプレス成形体には、静的強度、動的強度、衝突安全性、及び、軽量化等の様々な観点から、多様な性能や特性の向上が要求されている。例えば、Ａピラーレインフォース、Ｂピラーレインフォース、バンパーレインフォース、トンネルリンフォース、サイドシルレインフォース、ルーフレインフォース又はフロアークロスメンバー等の自動車部品には、それぞれの自動車部品における特定部位だけが、この特定部位を除く一般部位よりも耐衝突特性を有することが要求される。

そこで、自動車部品における補強が必要な特定部位に相当する部分だけに複数枚の鋼板を重ね合わせて接合（例えばスポット溶接）した後、得られた鋼板をホットスタンプ成形して、重ね合わせホットスタンプ成形体を製造する工法が、２００７年頃より実際に採用されている。この工法は、パッチワークとも呼ばれる。本工法によれば、プレス金型数を削減しながらホットスタンプ成形体の特定部位だけ鋼板を重ね合わせることで強化することができ、かつ、不必要に部品厚を増加することが無いために部品軽量化にも寄与できる。なお、このように重ね合わせて溶接することで作製したブランクを、重ね合わせブランクと呼ぶ（パッチワークブランクとも呼ばれる。）。

重ね合わせホットスタンプ成形体を製造するプロセスの模式図を、図１に示す。詳細は後述するが、図１において、符号４が重ね合わせブランクを表しており、符号１２が重ね合わせホットスタンプ成形体を表している。

重ね合わされる鋼板（図１の符号１や符号２）が非めっき鋼板である場合、熱間プレス成形に伴う高温加熱によって、製造される重ね合わせ熱間プレス部材の表面に酸化スケールが生成する。そのため、熱間プレス成形後に、例えばショットブラスト処理によって生成した酸化スケールを除去する必要が生じたり、あるいは、製造された重ね合わせ熱間プレス部材の耐食性が低下し易かったりするといった問題がある。

更に、重ね合わせブランクの素材として非めっき鋼板を用いた場合の特有の問題として、以下の問題がある。すなわち、重ね合わされていない部分（以下、「一枚部」とも称する。）は、ショットブラスト処理が可能であるため、酸化スケールの除去が可能であり、耐食性の低下を抑制することができる。一方、重ね合わされた部分（以下、「重ね部」とも称する。）の鋼板の間に形成された酸化スケールは、ショットブラスト処理での除去が困難であり、耐食性が特に低下し易いという問題がある。

重ね合わされる鋼板がめっき鋼板であれば、熱間プレス成形後の重ね合わせ熱間プレス部材にショットブラスト処理を行う必要性は、解消される。ホットプレス用として用いられるめっき鋼板としては、一般に、Ｚｎ系めっき鋼板とＡｌ系めっき鋼板とが挙げられる。Ｚｎ系めっき及びＡｌ系めっきのいずれについても、Ｆｅがめっき中に拡散する合金化反応によって、ホットスタンプ加熱後に、Ｚｎ系めっきはＺｎ－Ｆｅ系めっきとなり、Ａｌ系めっきはＡｌ－Ｆｅ系めっきとなる。めっき鋼板の模式図を、図２に示す。ここで、符号１３がめっき鋼板を表しており、符号１５が鋼板の母材を表しており、符号１４がめっき層を表している。この符号１４が、Ｚｎ系めっき層やＡｌ系めっき層に対応する。

なお、上記Ｚｎ系めっきとは、Ｚｎ含有量が５０質量％以上であるめっきを意味し、上記Ｚｎ－Ｆｅ系めっきとは、ＺｎとＦｅの合計含有量が５０質量％以上であるめっきを意味する。また、Ａｌ系めっきとは、Ａｌ含有量が５０質量％以上であるめっきを意味し、上記Ａｌ－Ｆｅ系めっきとは、ＡｌとＦｅの合計含有量が５０質量％以上であるめっきを意味する。

特許文献１及び特許文献２に開示されているように、Ｚｎ系めっき鋼板（すなわち、Ｚｎを５０質量％以上含有するめっき鋼板（Ｚｎめっき、又は、Ｚｎ－Ｆｅ合金、Ｚｎ－Ｎｉ合金、Ｚｎ－Ｆｅ－Ａｌ合金などの合金めっき））は、酸化スケールの生成を抑制し、ショットブラスト処理が必要となるという問題は解消される。しかしながら、重ね合わせブランク素材としてＺｎ系めっき鋼板を用い、ホットスタンプ成形時に重ね合わせ部に曲げ成形を施す場合、亜鉛めっきに起因して地鉄に亀裂が生じて、耐衝突特性に問題が生じる場合がある。これは、比較的低融点の金属である亜鉛が残存する場合、Ｚｎが液体金属となってめっき表面から地鉄に侵入するためである。このような現象は、液体金属脆化（ＬＭＥ：Ｌｉｑｕｉｄ Ｍｅｔａｌ Ｅｍｂｒｉｔｔｌｅｍｅｎｔ）と呼ばれる。なお、曲げ成形は、耐衝突特性を形状の面から確保する手段である。重ね部に曲げ成形を施すことは、極めて重要な重ね合わせ成形体の利用方法である。

特許文献１及び特許文献２に開示されているように、Ｚｎ系めっき鋼板をホットスタンプとして用いる場合に採られる液体金属脆化の対策として、一般的には、ホットスタンプ加熱時にＺｎ－Ｆｅ合金化反応を進めてめっきを高融点化する対策、及び、ホットスタンプの曲げ成形時の成形温度を下げて亜鉛が固体化するのを待つ対策が挙げられる。しかしながら、重ね合わせブランクの素材として亜鉛系めっき鋼板を用いた場合の特有の問題として、以下の３つの問題が挙げられる。第一に、重ね合わせ部の板厚が一枚部より厚いために昇温速度及び冷却速度の両者が遅く、ホットスタンプ加熱時にＺｎ－Ｆｅ合金化反応を進行させることが困難であるという問題がある。第二に、ホットスタンプ成形時の成形温度について、重ね部が冷めるのを待つと一枚部が早く冷めてしまい、一枚部がマルテンサイト組織を確保できないという問題がある。第三に、一枚部では、Ｚｎは酸化亜鉛の膜となりＺｎの蒸発を抑制するが、重ね部の鋼板の間の雰囲気では酸素の欠乏が起こるためにＺｎが蒸発してしまう。これにより、重ね部のめっきの減少により耐食性が低下するという問題がある。

特許文献３及び特許文献４に開示されているようなＡｌ系めっき鋼板（すなわち、Ａｌを５０質量％以上含有するめっき鋼板（Ａｌめっき、又は、Ａｌ－Ｓｉ合金、Ａｌ－Ｆｅ合金、Ａｌ－Ｆｅ－Ｓｉ合金などの合金めっき））では、Ｚｎと同様に酸化スケールの生成を抑制し、ショットブラスト処理が必要となるという問題は解消される。加えて、Ａｌ系めっき鋼板は、液体金属脆化（ＬＭＥ）の問題を起こさず沸点も２４７０℃と高いために、重ね合わせブランクの材料として用いるには好適である。

特開２０１６－１１２５６９号公報 特開２０１６－１２４０２９号公報 国際公開第２００２－１０３０７３号公報 国際公開第２００８－０５３２７３号公報

しかしながら、重ね合わせブランクの素材として、特許文献３、特許文献４に開示されているようなＡｌ系めっき鋼板を用いた場合、ホットスタンプ時の加熱の際に、重ね部の昇温速度が遅いという問題が生じる。すなわち、重ね合わせブランクを加熱した時の昇温速度は、重ね合わされた部分（重ね部）では遅く、重ね合わされていない部分（一枚部）では早い。そのため、昇温途中では、重ね部と一枚部との間で、板温の差ができる。温度の差により、線膨張率（Ｆｅ：１１．７×１０^－６［１／℃］）に従って、高温となる一枚部の方が、重ね部より大きく伸びる。その結果、図３に示したように、昇温途中で鋼板の反りが発生する問題がある。なお、ある程度の時間加熱すれば、昇温が終わり高温で保持される間にブランク内の温度は均一化し、反りは徐々に収まり、最終的には平坦化する。

昇温途中の鋼板の反りは、次に記述するような、加熱生産性に関する問題を生じる。一般に、ホットスタンプに用いられる加熱炉には、ローラーハース炉（直線炉とも呼ばれる。）と呼ばれる、水平方向に連続したロールに鋼板を乗せ、ロールの回転でロールとロールとの間を鋼板が移動しながら鋼板を加熱するタイプのものと、多段炉（ピザ炉とも呼ばれる。）と呼ばれる、水平方向や垂直方向に複数の加熱場所を有した加熱炉内に鋼板を置き、鋼板を移動させずに加熱するタイプのものとがある。いずれのタイプの炉においても、前述の鋼板の反りは、加熱生産性を阻害する。より具体的には、ローラーハース炉では、反りの発生は、ロールの回転による鋼板の搬送の進行方向を変化させて、炉内での鋼板の移動を妨げたり、ロールとロールとの間で鋼板が落下したりする可能性がある。また、多段炉では、反りの発生は、加熱前後の鋼板の位置をずらす可能性に加え、加熱空間が狭い場合があることから、反りによって炉壁に鋼板が接触して設備を損傷させる可能性がある。

なお、ローラーハース炉、多段炉のいずれにおいても、加熱後のブランクを加熱炉から搬出した後には、プレス機に搬送する必要がある。一般には、加熱されたブランクをロボットで掴んでプレス機に搬送する。しかしながら、加熱完了後のブランクに反りが残る場合、ロボットで掴むことが困難となることや、加熱の途中に大きな反りが発生した場合、ブランクの位置が移動することによって、最悪の場合には、生産が休止となってホットスタンプの搬送生産性に問題を生じる。

特に、特許文献４に開示されているような、昇温速度４～１２℃／ｓの加熱は、比較的昇温速度が速いため、一枚部と重ね部との昇温速度差を拡大する。その結果、より一層、鋼板の反りが発生するという問題がある。このような一枚部と重ね部との昇温速度差は、加熱温度が高い場合にも均一性が阻害され、より一層顕著に反りは発生する。

そのため、以上説明したような、地鉄の酸化スケールを抑制し、かつ、液体金属脆化の問題を起こさないために、ホットスタンプ用重ね合わせブランクの素材として用いるには好適であるアルミ系めっき鋼板に関し、以下のような点が希求されている。すなわち、重ね部と一枚部との昇温速度の差に起因した鋼板の反りに関する問題を解決して、重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法に関し、ホットスタンプ加熱時の生産性を向上させることが希求されている。

そこで、本発明は、上記問題に鑑みてなされたものであり、本発明の目的とするところは、アルミ系めっき鋼板を素材として用いた場合に、重ね部と一枚部との昇温速度の差に起因した鋼板の反りに関する問題を解決して、ホットスタンプ加熱時の生産性を更に向上させることが可能な、重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法、及び、重ね合わせホットスタンプ成形体を提供することにある。

本発明者らは、上記課題を解決するために鋭意研究を重ね、重ね合わされた部分（すなわち、重ね部）と重ね合わされていない部分（すなわち、一枚部）との線膨張の差を抑制することが重要であることを見出した。具体的には、反りに影響する線膨張の差ΔＬ［ｍｍ］は、材料固有の線膨張率α［１／℃］と、重ね部の最大長さＬ［ｍｍ］と、重ね部と一枚部との温度差ΔＴ［℃］との積で表される（ΔＬ＝α×Ｌ×ΔＴ）。そのため、重ね部の長さを１００～１１００ｍｍと抑制し、重ね部と一枚部との平均加熱速度の差を３．０℃／ｓ以下に抑制することで、反りを改善できることを見出した。

また、加熱は、一枚部から重ね部に向かって徐々に進行し、一枚部の中でもブランク面内の端から中央に向かって徐々に進行する。そのため、重ね部を平均加熱速度１．０～４．０℃／ｓの範囲内でゆっくりと加熱することで、重ね部の温度のブランク内での温度のむらを抑制し、反りを改善できることを見出した。

更に、本発明者らは、面積Ｓ１（ｃｍ^２）を有する板厚ｔ１（ｍｍ）の第一の鋼板と、第一の鋼板よりも小さい面積を有する板厚ｔ２（ｍｍ）の第二の鋼板と、の重ね部について、重ね部の剛性を高めることで、反りを抑制できることも見出した。すなわち、第二の鋼板の面積のうち、第一の鋼板と重ね合わされている部分の面積をＳ２（ｃｍ^２）とするときに、合計板厚（ｔ１＋ｔ２）を、２．５ｍｍ以上５．０ｍｍ以下とし、かつ、上記面積Ｓ１、Ｓ２、及び、上記板厚ｔ１が特定の条件を満足することで、昇温途中の反りを改善できることを見出した。

また、加熱された重ね合わせ鋼板を加熱炉から取り出す際、重ね部と一枚部の板温が炉温で均一化され、反りが収まっていることも、鋼板の搬送の安定性の点から必要である。本発明者らは、（加熱時間、予熱された炉内の温度）で定義された座標平面において、点Ａ（４分、９３０℃）、点Ｂ（１０分、９３０℃）、点Ｃ（２０分、８７０℃）及び点Ｄ（８分、８７０℃）で定まる図形ＡＢＣＤ内に位置する加熱温度及び加熱時間で、重ね合わせ鋼板を加熱することで、加熱炉からの搬出時の反りを改善できることを見出した。

更に、本発明者らは、反りを抑制した場合に重ね合わせホットスタンプ成形体の耐食性を調べると、第一の鋼板及び第二の鋼板の重ね合わされた部分の第一の鋼板において、第二の鋼板と接しない面のめっき層に生じる赤錆が抑制されることを見出した。これは、反りが改善されることで、Ａｌ－Ｆｅ系めっき層に形成されていた引張応力が低減し、めっき中のクラックが抑制されたための影響と推定している。
上記知見に基づき完成された本発明の要旨は、以下の通りである。

［１］面積Ｓ１（ｃｍ^２）を有する第一の鋼板と、前記第一の鋼板よりも小さい面積を有する少なくとも一枚の第二の鋼板と、を重ね合わせて接合された重ね合わせブランクを用いて、重ね合わせホットスタンプ成形体を製造する製造方法であって、前記第一の鋼板及び前記第二の鋼板は、母材上にＡｌ系めっき層を有するＡｌ系めっき鋼板であり、前記重ね合わせブランクを加熱炉で加熱する重ね合わせブランク加熱工程と、前記加熱された前記重ね合わせブランクを、前記加熱炉から搬出してプレス装置に搬送する加熱ブランク搬送工程と、前記加熱された重ね合わせブランクを前記プレス装置に設けられた金型でプレス加工して、重ね合わせホットスタンプ成形体を得るホットスタンプ工程と、を含み、前記重ね合わせブランク加熱工程では、前記第一の鋼板の板厚をｔ１（ｍｍ）、前記第二の鋼板の板厚をｔ２（ｍｍ）、前記第一の鋼板と前記第二の鋼板とが重ね合わされた、合計板厚（ｔ１＋ｔ２）の部分の板温２０℃～８００℃の間の平均加熱速度をＶ（℃／ｓ）、前記第一の鋼板のうち、前記第二の鋼板が重ね合わされていない部分の板温２０℃～８００℃の間の平均加熱速度をｖ１（℃／ｓ）とするとき、前記重ね合わされた部分の合計板厚（ｔ１＋ｔ２）が、２．５ｍｍ以上５．０ｍｍ以下であり、前記第二の鋼板の重ね合わされた部分の最大長さＬが、１００ｍｍ以上１１００ｍｍ以下であり、前記平均加熱速度Ｖ、ｖ１が、下記式（１）及び式（２）の関係式を満足し、前記第二の鋼板の面積のうち、前記第一の鋼板と重ね合わされている部分の面積をＳ２（ｃｍ^２）とするとき、前記面積Ｓ１、Ｓ２、前記板厚ｔ１が、下記式（３）の関係式を満足し、加熱時間及び加熱温度で定義される座標平面において、点Ａ（４分、９３０℃）、点Ｂ（１０分、９３０℃）、点Ｃ（２０分、８７０℃）及び点Ｄ（８分、８７０℃）で定まる図形ＡＢＣＤ内に位置する加熱温度及び加熱時間で、前記重ね合わせブランクを加熱する、重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法。
［２］前記第二の鋼板の重ね合わされた部分の最大長さＬが、３００ｍｍ以上である、［１］に記載の重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法。
［３］前記第一の鋼板及び前記第二の鋼板の前記母材は、質量％で、Ｃ：０．１０％以上０．５０％以下、Ｓｉ：０．０１％以上２．００％以下、Ｍｎ：０．３０％以上５．００％以下、Ｐ：０．１００％以下、Ｓ：０．１０００％以下、Ｎ：０．０１００％以下、Ａｌ：０．５００％以下、Ｂ：０．０００２％以上０．０１００％以下を含有し、残部がＦｅ及び不純物からなる、［１］又は［２］に記載の重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法。
［４］前記第一の鋼板及び前記第二の鋼板の前記母材は、残部のＦｅの一部に換えて、更に、質量％で、Ｗ：０％以上３．０％以下、Ｃｒ：０％以上２．０％以下、Ｍｏ：０％以上３．０％以下、Ｖ：０％以上２．０％以下、Ｔｉ：０％以上０．５％以下、Ｎｂ：０％以上１．０％以下、Ｎｉ：０％以上５．０％以下、Ｃｕ：０％以上３．０％以下、Ｃｏ：０％以上３．０％以下、Ｓｎ：０％以上０．１０％以下、Ｓｂ：０％以上０．１０％以下、Ｍｇ：０％以上０．００５０％以下、Ｃａ：０％以上０．００５０％以下、Ｏ：０％以上０．００７０％以下の一種以上を含有する、［３］に記載の重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法。
［５］前記第一の鋼板の前記母材のＣ含有量Ｃ１（質量％）、及び、前記第二の鋼板の前記母材のＣ含有量Ｃ２（質量％）が、下記式（４）の関係式を満足する、［３］又は［４］に記載の重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法。
［６］面積Ｓ１（ｃｍ^２）を有する第一の鋼板と、前記第一の鋼板よりも小さい面積を有する少なくとも一枚の第二の鋼板とが積層された、重ね合わせホットスタンプ成形体であって、前記第一の鋼板及び前記第二の鋼板の表面に、Ａｌ－Ｆｅ系めっき層を有し、前記Ａｌ－Ｆｅ系めっき層は、ＡｌとＦｅの化合物層及びＡｌ固溶Ｆｅ層からなり、前記第一の鋼板及び前記第二の鋼板の板厚をそれぞれｔ１、ｔ２（ｍｍ）とするとき、前記第一の鋼板と前記第二の鋼板とが重ね合わされた部分の合計板厚（ｔ１＋ｔ２）は、２．５ｍｍ以上５．０ｍｍ以下であり、前記第二の鋼板の重ね合わされた部分の最大長さＬは、１００ｍｍ以上１１００ｍｍ以下であり、前記第二の鋼板の面積のうち、前記第一の鋼板と重ね合わされている部分の面積をＳ２（ｃｍ^２）とするとき、前記面積Ｓ１、Ｓ２、板厚ｔ１が、下記式（３）の関係式を満足し、前記第一の鋼板と前記第二の鋼板とが重ね合わされた部分のうち、前記第一の鋼板が前記第二の鋼板と接しない面の前記Ａｌ－Ｆｅ系めっき層において、前記Ａｌ固溶Ｆｅ層まで到達するクラックの本数が、前記Ａｌ－Ｆｅ系めっき層と平行な１００μｍの長さあたり５本以下であり、前記第一の鋼板の、第二の鋼板と重ね合わされていない部分のＡｌ固溶Ｆｅ層の厚みＤ１（μｍ）と、前記第二の鋼板のＡｌ固溶Ｆｅ層の厚みＤ２（μｍ）とが、下記式（５）の関係式を満足する、重ね合わせホットスタンプ成形体。
［７］前記第二の鋼板の重ね合わされた部分の最大長さＬが、３００ｍｍ以上である、［６］に記載の重ね合わせホットスタンプ成形体。
［８］前記第一の鋼板及び前記第二の鋼板の母材は、質量％で、Ｃ：０．１０％以上０．５０％以下、Ｓｉ：０．０１％以上２．００％以下、Ｍｎ：０．３０％以上５．００％以下、Ｐ：０．１００％以下、Ｓ：０．１０００％以下、Ｎ：０．０１００％以下、Ａｌ：０．５００％以下、Ｂ：０．０００２％以上０．０１００％以下を含有し、残部がＦｅ及び不純物からなる、［６］又は［７］に記載の重ね合わせホットスタンプ成形体。
［９］前記第一の鋼板及び前記第二の鋼板の母材は、残部のＦｅの一部に換えて、更に、質量％で、Ｗ：０％以上３．０％以下、Ｃｒ：０％以上２．０％以下、Ｍｏ：０％以上３．０％以下、Ｖ：０％以上２．０％以下、Ｔｉ：０％以上０．５％以下、Ｎｂ：０％以上１．０％以下、Ｎｉ：０％以上５．０％以下、Ｃｕ：０％以上３．０％以下、Ｃｏ：０％以上３．０％以下、Ｓｎ：０％以上０．１０％以下、Ｓｂ：０％以上０．１０％以下、Ｍｇ：０％以上０．００５０％以下、Ｃａ：０％以上０．００５０％以下、Ｏ：０％以上０．００７０％、ＲＥＭ：０％以上０．００７０％以下の一種以上を含有する、［８］に記載の重ね合わせホットスタンプ成形体。
［１０］前記第一の鋼板の前記母材のＣ含有量Ｃ１（質量％）、及び、前記第二の鋼板の前記母材のＣ含有量Ｃ２（質量％）が、下記式（４）の関係式を満足する、［８］又は［９］に記載の重ね合わせホットスタンプ成形体。

１．０≦Ｖ≦４．０ ・・・式（１）
（ｖ１－Ｖ）≦３．０ ・・・式（２）
４００≦（Ｓ１－Ｓ２）×（ｔ１／１０）≦９５０ ・・・式（３）
０．０３≦（Ｃ２－Ｃ１）≦０．３０ ・・・式（４）
（Ｄ１－Ｄ２）≦６．０ ・・・式（５）

以上説明したように本発明によれば、Ａｌ系めっき鋼板を素材として用いた場合に、重ね合わせホットスタンプ成形体を製造するプロセスにおける、加熱時の鋼板の反りの問題を改善することができる。

重ね合わせホットスタンプ成形体を製造する工程の概略を示す図である。 Ａｌ系めっき層で被覆された鋼板の断面を示す図である。 ブランクの加熱工程における昇温中に反りが生じた場合を模式的に示す図とその昇温中の反りを実際に撮影した側面写真の例である。 第一の鋼板と第二の鋼板の重ね合わされた部分の最大長さＬについて模式的に示す図である。 ブランクを加熱する工程における昇温中で、一枚部と重ね合わせ部の２０～８００℃における昇温速度の差が２℃／ｓの場合における、反りを抑制した例を模式的に示す図である。 ブランクを加熱する工程における昇温中で、一枚部と重ね合わせ部の２０～８００℃における昇温速度の差が４℃／ｓの場合における、反りが発生した例を模式的に示す図である。 重ね合わせホットスタンプ成形体を加熱する工程において、（加熱時間、予熱された炉内の温度）で定義された座標平面において、点Ａ（４分、９３０℃）、点Ｂ（１０分、９３０℃）、点Ｃ（２０分、８７０℃）及び点Ｄ（８分、８７０℃）で定まる図形ＡＢＣＤ内に位置する加熱温度と加熱時間を示す図である。 重ね合わせホットスタンプ成形体において、図１の１ｂのめっき表面に相当する部分に形成されたクラックの一例を示す図である。 本発明の実施例で使用したハット形状の重ね合わせホットスタンプ成形体の形状を模式的に示す図である。

以下に添付図面を参照しながら、本発明の好適な実施の形態について詳細に説明する。なお、本明細書及び図面において、実質的に同一の機能構成を有する構成要素については、同一の符号を付することにより重複説明を省略する。

≪１．重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法の概要≫
図１は、ホットスタンプ用重ね合わせブランクを用いた、重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法、及び、重ね合わせホットスタンプ成形体の一例を模式的に示す図である。以下では、図１及び図２を基に説明する。

重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法は、ホットスタンプ用重ね合わせブランクを素材として用い、重ね合わせホットスタンプ成形体を製造するための方法として用いられる。

ホットスタンプ用重ね合わせブランク４は、第一の鋼板１（図１の符号１）と、第一の鋼板より面積の小さい第二の鋼板２（図１の符号２）とを、接合（図１の符号３）することで構成される。このとき、ホットスタンプ用重ね合わせブランク４（図１の符号４）の中で、第二の鋼板２が重ね合わされた部分を、重ね部４ａと呼び、重ね合わされていない部分を、一枚部４ｂと呼ぶ。

以下で詳述する、本発明の実施形態に係るホットスタンプ用重ね合わせブランク４についても、その製造方法の概要は図１に示した通りであり、その構成の概要は、図２に示した通りである。

なお、本発明の実施形態に係るホットスタンプ用重ね合わせブランク４においても、第二の鋼板２は、図１に模式的に示したように、第一の鋼板１からはみ出した部分が存在しないように、第一の鋼板１の内側に配置されることが好ましい。しかしながら、第二の鋼板２が第一の鋼板１からはみ出している部分が存在してもよい。

また、第一の鋼板１の表面には、第二の鋼板２と接する側の面１ａと、第二の鋼板２と接しない側の面１ｂの両面に対し、Ａｌ系めっき層（図２の符号１４）が被覆されている。第二の鋼板２についても同様に、第一の鋼板１と接する側の面２ａと、第一の鋼板１と接しない側の面２ｂの両面に対し、Ａｌ系めっきが被覆されている。

ホットスタンプ用重ね合わせブランク４は、加熱炉５でＡｃ３点以上まで加熱されることで、鋼板の母材部分がオーステナイト化される。加熱された鋼板を炉から取り出した直後に搬送し、金型６でプレス成形かつ急冷することで、鋼板はマルテンサイト変態する。これにより、ホットスタンプ用重ね合わせブランク４は、耐衝突特性に優れた重ね合わせホットスタンプ成形体１２となる。

図１では、重ね合わせホットスタンプ成形体１２の一例として、ハット形状の金型を用いた成形品を図示している。本明細書においては、ホットスタンプ成形体１２の部位の呼称を、頭頂部７、頭頂部の曲げ部８、縦壁部１０、フランジ部１１、フランジ部の曲げ部９とする。

なお、図１では、第二の鋼板２は、頭頂部７側の外側に配置されているが、第２の鋼板２が頭頂部７の内側に配置されていてもよい。

≪２．重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法≫
以下、本発明の実施形態に係る重ね合わせホットスタンプ成形体に特徴的な製造方法について、詳細に説明する。

（２－１．重ね合わせブランク）
本実施形態に係るホットスタンプ用重ね合わせブランク（以下、単に「ブランク」と称することがある。）４は、上記図１及び図２に示したホットスタンプ用重ね合わせブランク４と同様に、面積Ｓ１（ｃｍ^２）を有する第一の鋼板１と、第一の鋼板１に接合された、第一の鋼板１より面積の小さい第二の鋼板２と、を有している。また、第一の鋼板１及び第二の鋼板２それぞれの両面には、Ａｌ系めっきが被覆されている。すなわち、本実施形態に係る第一の鋼板１及び第二の鋼板２は、母材となる鋼板の双方の表面上にＡｌ系めっき層を有する、Ａｌ系めっき鋼板である。なお、第一の鋼板１の面積Ｓ１とは、第一の鋼板１の板厚方向に略直交する、鋼板平面の面積（片面当たりの面積）である。

＜母材＞
本実施形態に係るホットスタンプ用重ね合わせブランク４において、第一の鋼板１及び第二の鋼板２のそれぞれにおける母材の化学成分は、特に限定されるものではない。ただし、例えば１０００ＭＰａ以上の引張強度（荷重を９．８１Ｎとしたときのビッカース硬度で３００ＨＶ以上程度）を得ることを目的に、次の化学成分の母材を用いることが好ましい。また、下記の化学成分の範囲内で、第一の鋼板１の母材の化学成分と、第二の鋼板２の母材の化学成分とは、同一であってもよいし、相違していてもよい。

すなわち、本実施形態に係る第一の鋼板１及び第二の鋼板２の母材の化学成分は、質量％で、Ｃ：０．１０％以上０．５０％以下、Ｓｉ：０．０１％以上２．００％以下、Ｍｎ：０．３０％以上５．００％以下、Ｐ：０．１００％以下、Ｓ：０．１０００％以下、Ｎ：０．０１００％以下、Ａｌ：０．５００％以下、Ｂ：０．０００２％以上０．０１００％以下を含有し、残部Ｆｅ及び不純物からなる。また、本実施形態に係る第一の鋼板１及び第二の鋼板２の母材の化学成分は、残部のＦｅの一部に換えて、鋼板の耐衝突特性を向上させるために、更に、Ｔｉ：０％以上０．５％以下、Ｎｂ：０％以上１．０％以下、Ｃｒ：０％以上２．０％以下、Ｗ、Ｍｏ：０％以上３．０％以下、Ｖ：０％以上２．０％以下、Ｎｉ：０％以上５．０％以下、Ｃｕ、Ｃｏ：０％以上３．０％以下、Ｓｎ、Ｓｂ：０％以上０．１０％以下、Ｍｇ、Ｃａ：０％以上０．００５０％以下、Ｏ、ＲＥＭ：０％以上０．００７０％以下の一種以上を含む化学成分を有することが好ましい。

また、自動車部品に用いる鋼板は、衝突安全性を高めるために、高いＣ含有量を有し、高い引張強度を有する鋼板が用いられる。そのため、重ね合わせホットスタンプ成形体に用いる鋼板においても、第一の鋼板及び第二の鋼板は、共に、高いＣ含有量を有するものを用いるのが常用であった。しかしながら、第一の鋼板１の母材のＣ含有量をＣ１（質量％）とし、第二の鋼板２の母材のＣ含有量をＣ２（質量％）とするとき、Ｃ１及びＣ２は、０．０３≦（Ｃ２－Ｃ１）≦０．３０の関係式を満足することが好ましい。Ｃ含有量の増加により、高温での鋼板の変形抵抗が増加する。そのため、加熱時におけるブランク４の反りを抑制するには、Ｃ含有量を多くした方が良い。かかる観点から、温度が均一な第二の鋼板は、Ｃ含有量を多くし、かつ、温度が一枚部と重ね部とで不均一となる第一の鋼板は、Ｃ含有量を少なくすることが好ましい。本発明者らが鋭意検討を行った結果、Ｃ２とＣ１との差（Ｃ２－Ｃ１）を０．０３質量％以上とすることで、ブランク４の反りをより確実に抑制可能であることが明らかとなった。Ｃ２とＣ１との差（Ｃ２－Ｃ１）は、好ましくは０．０４質量％以上であり、更により好ましくは０．０５質量％以上である。一方、Ｃ２とＣ１の差（Ｃ２－Ｃ１）を０．３０質量％以下とすることで、第２の鋼板の母材の脆化と、第１の鋼板の極端な引張強度の低下とを、より確実に抑制することが可能となる。その結果、かかるブランクを用いて製造される部品の衝突特性をより確実に担保して、部品の実用性を確保することが可能となる。Ｃ２とＣ１との差（Ｃ２－Ｃ１）は、より好ましくは０．２８質量％以下であり、更により好ましくは０．２５質量％以下である。

上記の化学組成を有する母材を用いたＡｌ系めっき鋼板の製造方法は、特に限定されるものではなく、例えば、常法の製銑工程、及び、製鋼工程を経て、熱延、酸洗、冷延、ゼンジミア式溶融Ａｌめっきの工程で製造されたものを利用することができる。

＜Ａｌ系めっき層について＞
本実施形態において、第一の鋼板１、及び、第二の鋼板２それぞれの表裏面には、Ａｌ系めっき層が被覆される。

Ａｌ系めっき層に求められる特性としては、ホットスタンプ加熱時のＦｅスケールの発生を抑制すること、及び、ホットスタンプ成形時のめっきの剥離（パウダリングとも呼ばれる。）によるめっきの欠けや、剥離しためっきが他の場所に付着することによる押し疵を抑制すること、が挙げられる。パウダリングは、成形時に生じる曲げ部の内側の面でめっきに負荷される圧縮応力や、成形時の金型からの摺動によってめっきに負荷されるせん断応力などを原因として発生する。このため、Ａｌ系めっき層のめっき厚は、第一の鋼板１、第二の鋼板２のそれぞれで独立に、１０μｍ以上５０μｍ以下であることが好ましい。めっき厚が１０μｍ未満である場合には、Ｆｅスケール発生の抑制効果が不足する可能性がある。Ａｌ系めっき層のめっき厚を１０μｍ以上とすることで、Ｆｅスケール発生の抑制効果を、より確実に発現させることができる。Ａｌ系めっき層のめっき厚は、より好ましくは１５μｍ以上である。一方、めっき厚が５０μｍ超である場合には、パウダリングが多く発生する可能性がある。めっき厚を５０μｍ以下とすることで、パウダリングの発生をより確実に防止することが可能となる。Ａｌ系めっき層のめっき厚は、より好ましくは、４５μｍ以下である。

なお、Ａｌ系めっき層のめっき厚の特定方法としては、光学顕微鏡を用い、めっき断面を１００μｍ×１００μｍの視野にてエッチング処理無しで断面を観察し、めっき厚みを測定することで求めることができる。より詳細には、任意の複数の箇所（例えば、３箇所）において、めっき断面を上記の方法により観察し、各観察箇所のめっき厚みを特定する。その後、得られためっき厚みの平均値を算出して、得られた平均値を、Ａｌ系めっき層のめっき厚みとすればよい。

Ａｌ系めっき層で母材を被覆する方法として一般的な溶融めっき法によれば、溶融アルミめっき浴に鋼板を浸漬し、窒素や大気などでガスワイピングすることで、付着量の調整されたＡｌ系めっき鋼板（図２の符号１３）を製造することができる。この際、溶融めっき時にＡｌ系めっき層と母材のＦｅとが合金化反応することにより、必然的に、Ａｌ系めっき層（図２の符号１４）と母材（図２の符号１５）との界面には、数μｍ程度のＡｌ－Ｆｅ系の界面合金層が形成される。形成される界面合金層の厚みは、溶融アルミめっき浴への浸漬時間を調整することで制御でき、浸漬時間を長くすることで、大きくすることができる。

上記Ａｌ系めっき層を形成するための溶融アルミめっき浴の化学組成は、特に限定しない。ただし、耐熱性に優れる点で、溶融アルミめっき浴中でのＡｌの含有量は、８０質量％以上であることが好ましい。また、界面合金層の厚みの制御が容易な点で、溶融アルミめっき浴のＳｉの含有量は、２質量％以上であることが好ましい。Ｓｉの含有量が２質量％未満である場合には、界面合金層が厚くなり過ぎ成形性が低下する可能性がある。一方、溶融アルミめっき浴のＳｉの含有量が１５質量％超である場合には、ホットスタンプ加熱時のＡｌ系めっき層の合金化速度が遅くなり、ホットスタンプの生産性が低下する可能性がある。そのため、溶融アルミめっき浴のＳｉの含有量は、１５質量％以下であることが好ましい。界面合金層は、溶融アルミめっき浴中にＳｉが含まれない場合には、Ａｌ－Ｆｅ系の２元系の合金層で構成され、Ｓｉが含まれる場合には、上記２元系に加え、Ａｌ－Ｆｅ－Ｓｉ系の３元系の合金層で構成される。また、上記のような溶融アルミめっき浴には、各種の不純物が存在していることがある。

Ａｌ系めっき層１４がＳｉを２質量％以上１５質量％以下含有する場合、Ａｌ系めっき層１４には、状態図に基づいてＡｌとＳｉの共晶組織が形成される。溶融めっき法による場合、溶融アルミめっき浴には、不可避的に、鋼板からの溶出成分としてＦｅを１質量％以上５質量％以下含むことがある。他の不可避的不純物としては、溶融めっき設備の溶出成分や溶融アルミめっき浴のインゴットの不純物に起因したＣｒ、Ｍｎ、Ｖ、Ｔｉ、Ｓｎ、Ｎｉ、Ｃｕ、Ｗ、Ｂｉ、Ｍｇ、Ｃａなどの元素が挙げられ、これらの元素を１質量％未満含むことがある。

上記界面合金層は、例えば、ＡｌとＦｅの２元合金であるθ相（ＦｅＡｌ_３）、η相（Ｆｅ_２Ａｌ_５）、ζ相（ＦｅＡｌ_２）、Ｆｅ_３Ａｌ、ＦｅＡｌ、Ａｌが固溶したＦｅのＢＣＣ相などの相の組み合わせで構成される。Ｓｉを含有する場合の界面合金層の化学組成としては、例えば、τ１相（Ａｌ_２Ｆｅ_３Ｓｉ_３）、τ２相（Ａｌ_３ＦｅＳｉ）、τ３相（Ａｌ_２ＦｅＳｉ）、τ４相（Ａｌ_３ＦｅＳｉ_２）、τ５相（Ａｌ_８Ｆｅ_２Ｓｉ）、τ６相（Ａｌ_９Ｆｅ_２Ｓｉ_２）、τ７相（Ａｌ_３Ｆｅ_２Ｓｉ_３）、τ８相（Ａｌ_２Ｆｅ_３Ｓｉ_４）、τ１０相（Ａｌ_４Ｆｅ_１．７Ｓｉ）、τ１１相（Ａｌ_５Ｆｅ_２Ｓｉ）などが挙げられ、主としてτ５相、τ６相、θ相、η相の何れか又はそれら複数の相で構成される。なお、以上の相は、化学量論的な組成とならない（すなわち、元素比が整数とならない）場合がある。

＜板厚について＞
本実施形態において、板厚ｔ１（ｍｍ）である第一の鋼板１と、板厚ｔ２（ｍｍ）である第二の鋼板２と、が重ね合わされた合計板厚（ｔ１＋ｔ２）は、２．５ｍｍ以上５．０ｍｍ以下である。

本実施形態においてＡｌ系めっき鋼板に求められる特性として、重ね合わせブランクとして用いる場合の課題である、昇温速度が遅い重ね部と、昇温速度が速い一枚部と、の昇温速度の違いにより生じる反りを、より一層抑制可能であることが重要である。上記のような反りを抑制するために、第一の鋼板１の板厚ｔ１（ｍｍ）と、第二の鋼板２の板厚ｔ２（ｍｍ）とが重ね合わされた部分（重ね部）の合計板厚（ｔ１＋ｔ２）は、２．５ｍｍ以上５．０ｍｍ以下とする。合計板厚（ｔ１＋ｔ２）が２．５ｍｍ未満となる場合には、反りが大きく生じ、ホットスタンプ加熱時の生産性を低下させる。合計板厚（ｔ１＋ｔ２）は、好ましくは２．８ｍｍ以上であり、より好ましくは３．０ｍｍ以上である。一方、合計板厚（ｔ１＋ｔ２）が５．０ｍｍを超える場合には、熱容量が過剰に大きくなり、ホットスタンプ加熱時の昇温速度が遅くなって加熱生産性が低下するため好ましくない。合計板厚（ｔ１＋ｔ２）は、好ましくは４．８ｍｍ以下であり、より好ましくは４．５ｍｍ以下である。

ここで、第一の鋼板１の板厚ｔ１と、第二の鋼板２の板厚ｔ２のそれぞれについては、例えば、１．０ｍｍ～４．０ｍｍ程度の範囲内であることが好ましい。

なお、第一の鋼板１の板厚ｔ１及び第二の鋼板２の板厚ｔ２は、マイクロメーターを用いて測定することが可能であり、光学顕微鏡を用いて断面を観察することで測定することも可能である。また、上記の板厚ｔ１，ｔ２は、母材の板厚に加え、両面に設けられたＡｌ系めっき層の厚みも含んだ板厚とする。

＜重ね合わされた部分の最大長さＬについて＞
本実施形態において、第一の鋼板１と第二の鋼板２の重ね合わされた部分（重ね部）の最大長さＬは、１００ｍｍ以上１１００ｍｍ以下である。重ね合わされた部分の最大長さＬを上記の範囲内とする理由については、以下で改めて説明する。

なお、第一の鋼板１と第二の鋼板２の重ね合わされた部分（重ね部）の最大長さＬは、ノギスや巻き尺等の公知の計測機器を用いて測定することができる。また、重ね合わされた部分（重ね部）の最大長さＬは、第一の鋼板１と第二の鋼板２との重ね合わされた部分を内包する最小の外接円の直径とする。この定義によれば、例えば図５（ａ）に示すような重ね合わされた部分が四角形となる場合には、四隅の対角線の長さが、最大長さＬとなる。また、図５（ｂ）に示すような場合には、最大長さＬは、図示したような最小の外接円の直径となる。

（２－２．ホットスタンプ時の重ね合わせブランクの加熱について）
昇温速度が遅い重ね部と、昇温速度が速い一枚部と、の昇温速度の違いにより生じる反りは、下記の式（Ａ）に従って、重ね部と一枚部との温度差によって生じる。

下記の式（Ａ）における線膨張の差ΔＬ［ｍｍ］が反りに繋がり、ΔＬは、材料固有の線膨張率α［１／℃］、材料の長さＬｓ［ｍｍ］、材料の温度差ΔＴ［℃］の積によって表される。従って、本実施形態に係るブランクにおいては、下記式（Ａ）における長さＬｓは、重ね部の最大長さＬに対応する。
ΔＬ＝α×Ｌｓ×ΔＴ ・・・式（Ａ）

このため、重ね部の最大長さＬが短ければ、ΔＬが小さくなり、反りも抑制される。ただし、重ね部の最大長さＬが１００ｍｍ未満である場合には、重ね合わされていない部分のブランク内において、昇温が早い端部から、昇温が遅い中央部に向かって、温度の差が生じるため、反りが生じる。かかる観点から、重ね部の最大長さＬは、１００ｍｍ以上とする。これにより、ブランクの加熱時における反りの発生を防止することができる。重ね部の最大長さＬは、好ましくは２００ｍｍ以上であり、より好ましくは４００ｍｍ以上である。一方、重ね部の最大長さＬが１１００ｍｍを超える場合には、反りが大きくなり、ホットスタンプ加熱時の生産性が低下する。かかる観点から、重ね部の最大長さＬは、１１００ｍｍ以下とする。これにより、生産性を担保しながら、加熱時の反りの発生を防止することができる。重ね部の最大長さＬは、好ましくは１０５０ｍｍ以下であり、より好ましくは１０００ｍｍ以下である。

＜第一の鋼板の面積Ｓ１、第二の鋼板の面積Ｓ２の関係について＞
加熱中のブランクの反りは、第一の鋼板１のうち、第一の鋼板１と第二の鋼板２とが重ね合わされていない部分（一枚部）の自重によって抑制される。そこで、本実施形態では、第二の鋼板２の面積のうち、第一の鋼板１と重ね合わされている部分の面積をＳ２（ｃｍ^２）として、第一の鋼板の面積Ｓ１と上記面積Ｓ２との差に、第一の鋼板１の板厚ｔ１を乗じた値｛（Ｓ１－Ｓ２）×（ｔ１／１０）｝（単位：ｃｍ^３）を、上記一枚部の自重に対応する指標として用いる。ここで、板厚ｔ１（ｍｍ）を１０で除している理由は、板厚ｔ１の単位をｍｍからｃｍに換算するためである。また、面積Ｓ２に関し、第二の鋼板２において第一の鋼板１からはみ出している部分が存在しない場合には、第二の鋼板２の面積が、上記面積Ｓ２となる。

本発明者らは、上記指標を用いて鋭意検討した結果、指標｛（Ｓ１－Ｓ２）×（ｔ１／１０）｝の値が４００以上９５０以下となることで、加熱時の反りを抑制可能であることが明らかとなった。ここで、従来の重ね合わせブランクにおいては、自動車用鋼板では重要な軽量化が求められる。そのため、補強の役割を担う第二の鋼板の面積Ｓ２を、最小限に留めることで、指標｛（Ｓ１－Ｓ２）×（ｔ１／１０）｝の値が９５０を超える場合、又は、第一の鋼板の面積Ｓ１又は板厚ｔ１を、最小限に留めることで、指標｛（Ｓ１－Ｓ２）×（ｔ１／１０）｝の値が４００未満である場合があった。しかしながら、近年の衝突安全性の要求の高まりに応えるため、Ｓ１、Ｓ２、ｔ１それぞれの値を大きくする必要が生じ、新たにブランクの反りの問題が発生した。そこで本発明者らは、指標｛（Ｓ１－Ｓ２）×（ｔ１／１０）｝の値を４００以上９５０以下とすることで、加熱時の反りを抑制可能であることが明らかとなった。指標｛（Ｓ１－Ｓ２）×（ｔ１／１０）｝の値が４００未満である場合には、反りの抑制効果が乏しい。指標｛（Ｓ１－Ｓ２）×（ｔ１／１０）｝の値が４００以上となることで、加熱時に生じうる反りを抑制することが可能となる。指標｛（Ｓ１－Ｓ２）×（ｔ１／１０）｝の値は、好ましくは４２０であり、より好ましくは４４０である。一方、指標｛（Ｓ１－Ｓ２）×（ｔ１／１０）｝の値が９５０超である場合には、ブランク全体のサイズが大きくなり、反りの高さが大きくなる。指標｛（Ｓ１－Ｓ２）×（ｔ１／１０）｝の値が９５０以下となることで、加熱時に生じうる反りの高さを小さくすることが可能となる。指標｛（Ｓ１－Ｓ２）×（ｔ１／１０）｝の値は、好ましくは９３０以下であり、より好ましくは９００以下である。

＜接合について＞
第一の鋼板１と第二の鋼板２とが重ね合わせられて接合されるホットスタンプ用重ね合わせブランクにおいて、上記の接合は、スポット溶接であることが好ましい。以下に、その理由を説明する。

重ね部では、第一の鋼板１と第二の鋼板２との間を良好に接触させることで伝熱を向上させる。これにより、重ね合わせブランクとして用いる場合の課題である、重ね部（昇温速度が遅い。）と一枚部（昇温速度が速い。）との昇温速度の違いを抑制し、反りを抑制することできる。

接合の種類としては、スポット溶接、シーム溶接、ろう付け溶接、レーザー溶接、プラズマ溶接、アーク溶接などが選択できる。広い面積の重ね部を、効率よく良好に接触させるという点で、重ね部の内部までを複数の点で接触させ、かつ、鋼板－鋼板間に加圧を掛けて直接接合することができる、スポット溶接が好ましい。

この際、スポット溶接の打点密度は、１点／２００ｃｍ^２以上であることが好ましい。打点密度が１点／２００ｃｍ^２未満である場合には、鋼板同士の接触が不十分となり、重ね合わせ部の昇温の改善が不十分となる。スポット溶接の打点密度は、より好ましくは１点／４０ｃｍ^２以上である。一方、スポット溶接の打点密度について、特に上限は定めないが、密度が高過ぎると溶接電流に分流が生じ、溶接が困難になることから、１点／１ｃｍ^２以下であることが好ましい。

上記スポット溶接の打点密度（点／ｃｍ^２）は、ブランクに処置された第二の鋼板２内のスポット溶接打点数を、第二の鋼板２のうち、第一の鋼板１と重ね合わされている部分の面積で除することで求める。

＜加熱時の昇温速度について＞
本実施形態において、第一の鋼板１と第二の鋼板２とが重ね合わされた合計板厚（ｔ１＋ｔ２）（ｍｍ）の部分における、板温２０～８００℃までの平均加熱速度Ｖ（℃／ｓ）と、第一の鋼板１のうち第二の鋼板２が重ね合わされていない部分における、板温２０～８００℃までの平均加熱速度ｖ１（℃／ｓ）とは、以下の式（１）及び式（２）の関係式を満足する。以下に、その理由を説明する。

１．０≦Ｖ≦４．０ ・・・式（１）
（ｖ１－Ｖ）≦３．０ ・・・式（２）

昇温速度が遅い重ね部と、昇温速度が速い一枚部と、の昇温速度の違いにより生じる反りは、前述の式（Ａ）に従って、重ね合わせ部と重ね合わされていない部分との温度差によって生じる。従って、重ね合わせ部と重ね合わされていない部分の材料の温度差ΔＴを小さくするため、平均加熱速度の差（ｖ１－Ｖ）を抑制することで、反りが小さくなる。より詳細には、平均加熱速度の差（ｖ１－Ｖ）を３．０℃／ｓ以下とすることで、例えば図５に模式的に示したように反りが抑制されて、ホットスタンプ加熱時の生産性低下が改善される。一方、平均加熱速度の差（ｖ１－Ｖ）が３．０℃／ｓを超えると、例えば図６に模式的に示したように反りが大きくなり、ホットスタンプ時の生産性が低下する。平均加熱速度の差（ｖ１－Ｖ）は、好ましくは２．８℃／ｓ以下であり、さらに好ましくは２．６℃／ｓ以下である。なお、平均加熱速度の差（ｖ１－Ｖ）の下限は特に定めないが、工業的には、平均加熱速度の差（ｖ１－Ｖ）の下限は０．５℃／ｓ以上である。

更に、重ね合わせブランクは、昇温速度が速いブランク面内の端部から昇温速度が遅い中央部に向かって徐々に加熱される。そのため、重ね合わせ部の平均加熱速度Ｖを１．０℃／ｓ以上４．０℃／ｓ以下の範囲として徐々に加熱することで、１枚部と重ね部との間の温度の差を抑制し、反りを改善できる。重ね部の平均加熱速度Ｖが４．０℃／ｓを超える場合には、反りが過剰に形成される問題が生じる。重ね部の平均加熱速度Ｖの上限は、好ましくは３．８℃／ｓ以下であり、より好ましくは３．６℃／ｓ以下である。一方、重ね部の平均加熱速度Ｖが１．０℃／ｓ未満である場合には、加熱時の昇温速度が過度に遅く、加熱の生産性が低下する。重ね部の平均加熱速度Ｖの下限は、好ましくは１．２℃／ｓ以上であり、より好ましくは１．４℃／ｓ以上である。

なお、上記の重ね部の平均加熱速度Ｖ［℃／秒］、及び、１枚部の平均加熱速度ｖ１［℃／秒］は、鋼板にＫ型熱電対をスポット溶接して繋げ、加熱温度２０℃から８００℃に到達するまでの板温を測定し、加熱開始後に板温２０℃から８００℃までに到達するまでの時間［秒］で、７８０℃（＝８００℃－２０℃）を除することで求められる。ただし、昇温開始時点で室温が高いなどの理由で、板温が加熱前から２０℃を超えている場合、例えば２５℃であった場合には、２５℃から８００℃に到達するまでの時間［秒］で、７７５℃（＝８００℃－２５℃）を除することで求まる。

＜加熱時の時間と温度について＞
本実施形態において、重ね合わせブランク（図１の符号４）は、図７に示す通り、（加熱時間、加熱温度）で定義される座標平面において、点Ａ（４分、９３０℃）、点Ｂ（１０分、９３０℃）、点Ｃ（２０分、８７０℃）、点Ｄ（８分、８７０℃）で定まる図形ＡＢＣＤ内に位置する加熱温度と加熱時間で加熱される。ここでいう加熱温度は、予熱された加熱炉の炉内の温度を意味し、炉内に搬入された重ね合わせブランクは、予熱された炉の温度まで加熱される。また、ここでいう加熱時間は、重ね合わせブランクを加熱炉の炉内に搬入してから搬出するまでの時間を意味する。

加熱された重ね合わせブランクを加熱炉から搬出する際、反りが改善されていることも、重ね合わせブランクの搬送の安定性の点から必要である。しかしながら、昇温が遅い重ね部と、昇温が速い一枚部との昇温速度の差は、ある一定の時間以上炉内で加熱されることで、ブランク内の温度が重ね部と一枚部との間で均一化されなければならない。そのため、図７に示す図形ＡＢＣＤ内に位置する加熱温度と加熱時間で重ね合わせブランクを加熱することで、加熱された重ね合わせブランクを加熱炉から搬出する時の反りを改善できる。

加熱温度９３０℃における加熱時間が４分未満である場合には、昇温速度の遅い重ね部と昇温速度の速い一枚部との温度差が十分に均一化されず、反りが十分に戻らずに、加熱された重ね合わせブランクの搬送時に安定して掴むことが出来ない。加熱時間は、好ましくは４．５分以上であり、より好ましくは５分以上である。また、加熱温度８７０℃における加熱時間が８分未満である場合には、上記と同様に反りが十分に戻らず、加熱された重ね合わせブランクの搬送時に安定して掴むことが出来ない。加熱時間は、好ましくは８．５分以上であり、より好ましくは９分以上である。

更に、加熱温度９３０℃における加熱時間が１０分を超える場合には、加熱の生産性が低下することに加え、めっき中へのＦｅ拡散が過剰に進み、ホットスタンプ成形体の耐食性が低下する。特に、昇温速度の速い１枚部の耐食性が低下する。そのため、加熱温度９３０℃における加熱時間は、好ましくは９．５分以下であり、より好ましくは９分以下である。同様に、加熱温度８７０℃における加熱時間が２０分を超える場合には、昇温速度の速い１枚部の耐食性が低下する。そのため、８７０℃における加熱時間は、好ましくは１８分以下であり、より好ましくは１６分以下である。

加熱温度が９３０℃を超える場合、重ね部と１枚部との昇温速度差が大きくなり、反りが大きくなる。加熱温度の上限は、好ましくは９２０℃であり、より好ましくは９１０℃である。一方、加熱温度が８７０℃未満である場合、重ね合わせブランクの母材のγ化（オーステナイト化）が不十分になり、金型焼き入れ後の硬度が低下し、また、加熱の速度が遅くなり生産性が低下する。加熱温度の下限は、好ましくは８７５℃であり、より好ましくは８８０℃である。

本実施形態においては、重ね合わせブランクは、図７に示す図形ＡＢＣＤの範囲内に位置する加熱温度と加熱時間で加熱される。そのため、例えば、線分ＡＤの間に位置する点Ｅ（６分、９００℃）や、線分ＢＣの間に位置する点Ｆ（１５分、９００℃）や、線分の間ＥＦに位置する点Ｇ（１０分、９００分）等も、本発明の範囲内となる。

上記加熱方法に用いる加熱炉としては、ローラーハース炉や多段炉を利用することが可能である。熱源としては、電気炉、ガス炉、遠赤外炉、近赤外炉などによる加熱、通電加熱、高周波加熱、誘導加熱などを例示することができる。

（２－３．加熱炉搬出からプレス装置への搬送について）
加熱された重ね合わせブランクは、加熱炉から搬出して、プレス装置へと搬送される。加熱された重ね合わせブランクが金型急冷前に６５０℃以下に冷めるとマルテンサイト変態が不十分になる。そのため、加熱炉から搬出されプレス装置へ転送するまでの時間は、２０秒以内であることが好ましい。

（２－４．熱間プレス工程について）
加熱された重ね合わせブランクを金型でプレス加工することで、ホットスタンプ成形体を得ることが出来る。金型でプレス加工するときには、加熱された重ね合わせブランクを金型で急冷することでマルテンサイト変態が進む。これにより、荷重を９．８１Ｎとしたときのビッカース硬度で硬度３００ＨＶ以上の成形体を得ることが出来る。金型での急冷速度は、重ね部と一枚部のいずれについても、３０℃／ｓ以上であることが好ましく、５０℃／ｓ以上であることがより好ましい。なお、ここでいう急冷速度は、加熱された重ね合わせブランクが加熱炉を出てから、４００℃以下に冷却されるまでの平均冷却速度を指す。

以上、本実施形態に係る重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法について、詳細に説明した。

（３．重ね合わせホットスタンプ成形体について）
本実施形態に係る重ね合わせホットスタンプ成形体１２は、板厚がｔ１（ｍｍ）である第一の鋼板と、第一の鋼板上に重ね合わされて接合されており、第一の鋼板よりも面積が小さく、かつ、板厚がｔ２（ｍｍ）である少なくとも一枚の第二の鋼板と、を備える。

重ね合わせホットスタンプ成形体１２における第一の鋼板、及び、第二の鋼板は、それぞれ両面が、Ａｌ－Ｆｅ系めっき層で被覆されている。

Ａｌ－Ｆｅ系めっき層は、ホットスタンプ時の加熱によってＡｌ系めっき層にＦｅが表面まで拡散した結果形成された層（換言すれば、Ａｌ及びＦｅを少なくとも含有する合金めっき層）である。Ａｌ－Ｆｅ系めっき層は、ＡｌとＦｅの化合物層であるθ相（ＦｅＡｌ_３）、η相（Ｆｅ_２Ａｌ_５）、ζ相（ＦｅＡｌ_２）、Ｆｅ_３Ａｌ、ＦｅＡｌなどの相の組み合わせで構成される。また、めっき中にＳｉを含有する場合のＡｌ－Ｆｅ系めっき層は、τ１相（Ａｌ_２Ｆｅ_３Ｓｉ_３）、τ２相（Ａｌ_３ＦｅＳｉ）、τ３相（Ａｌ_２ＦｅＳｉ）、τ４相（Ａｌ_３ＦｅＳｉ_２）、τ５相（Ａｌ_８Ｆｅ_２Ｓｉ）、τ６相（Ａｌ_９Ｆｅ_２Ｓｉ_２）、τ７相（Ａｌ_３Ｆｅ_２Ｓｉ_３）、τ８相（Ａｌ_２Ｆｅ_３Ｓｉ_４）、τ１０相（Ａｌ_４Ｆｅ_１．７Ｓｉ）、τ１１相（Ａｌ_５Ｆｅ_２Ｓｉ）も含み、ＡｌとＦｅの化合物層としては主としてτ１相、η相（Ｆｅ_２Ａｌ_５）のいずれか又はその複数の相で構成される。特に、めっき中のＡｌと母材中のＦｅは、相互拡散する。母材中へのＡｌ拡散によって形成される、Ａｌが固溶したＦｅのＢＣＣ相、又は、ＦｅＡｌの相を含んだ層を、Ａｌ固溶Ｆｅ層と呼び、この層は、図８に示すように母材と隣接する層である。本実施形態の加熱条件では、図８に例示される通り、ＡｌとＦｅとを少なくとも含有する上記のような化合物層に加え、母材側に位置するめっきの最下層に、Ａｌ固溶Ｆｅ層が形成される。本実施形態に係るＡｌ－Ｆｅ系めっき層は、図８に示すように、上記のようなＡｌとＦｅの化合物層と、Ａｌ固有Ｆｅ層とを含むものとする。

このＡｌ－Ｆｅ系めっき層のめっき厚は、第一の鋼板、第二の鋼板それぞれ独立に、１０μｍ～５０μｍであることが好ましい。Ａｌ－Ｆｅ系めっき層のめっき厚が１０μｍ未満である場合には、重ね合わせホットスタンプ成形体の耐食性が低下する。一方、Ａｌ－Ｆｅ系めっき層のめっき厚が５０μｍ超である場合には、プレス成形時のパウダリングが多くなる問題が生じる。Ａｌ－Ｆｅ系めっき層のめっき厚は、より好ましくは１５μｍ～４５μｍである。

第一の鋼板の、第二の鋼板と重ね合わされていない部分のＡｌ固溶Ｆｅ層の厚みＤ１（μｍ）と、第二の鋼板のＡｌ固溶Ｆｅ層の厚みＤ２（μｍ）との差（Ｄ１－Ｄ２）は、６．０μｍ以下である。Ａｌ－Ｆｅ系めっき層の耐食性は、Ａｌ－Ｆｅの２元系合金（ＦｅＡｌ_３、Ｆｅ_２Ａｌ_５、ＦｅＡｌ_２）によって抑制されることが知られ、Ａｌ固溶Ｆｅ層が薄くなればＡｌ－Ｆｅの２元系合金が厚くなる関係にある。そのため、差（Ｄ１－Ｄ２）が６．０μｍ超では第一の鋼板のＡｌ固溶Ｆｅ層が多くなり、Ａｌ－Ｆｅの２元系合金が薄くなり耐食性が低下する。更に、第一の鋼板と第二の鋼板の重ね部では、Ａｌ－Ｆｅ系めっき層の構造が異なる場合、異種金属接触腐食が発生し耐食性が低下する場合がある。そのため、第一の鋼板と第二の鋼板のＡｌ固溶Ｆｅ層の厚みの差（Ｄ１－Ｄ２）を６μｍ以下に抑制することが、重ね部の耐食性に重要であることを知見した。差（Ｄ１－Ｄ２）の上限は、好ましくは５．５μｍ以下であり、より好ましくは５．０μｍ以下である。差（Ｄ１－Ｄ２）の下限は特に定めないが、０．５μｍ未満では効果が飽和する。

Ａｌ－Ｆｅ系めっき層のめっき厚、及び、Ａｌ固溶Ｆｅ層の厚みの特定方法としては、光学顕微鏡を用い、めっき断面を１００μｍ×１００μｍの視野にてナイタールエッチング処理を実施し、その断面を観察して、図８に示すようにめっき厚及び母材と隣接するＡｌ固溶Ｆｅ層の厚みを測定することで求めることができる。より詳細には、任意の複数の箇所（例えば、３箇所）において、めっき断面を上記の方法により観察し、各観察箇所のめっき厚やＡｌ固溶Ｆｅ層の厚みを特定する。その後、得られた厚みの平均値を算出して、得られた平均値を、めっき厚やＡｌ固溶Ｆｅ層の厚みとすればよい。

また、ホットスタンプ後に、第一の鋼板と第二の鋼板の重ね合わされた部分の第一の鋼板における、第二の鋼板と接しない面（図１の符号１ｂ）のＡｌ－Ｆｅ系めっき層に形成される、Ａｌ固溶Ｆｅ層まで到達するクラックに着目する。かかるクラックの本数が、Ａｌ－Ｆｅ系めっき層と平行な１００μｍ長さ当たり５本以下である（換言すれば、Ａｌ－Ｆｅ系めっき層と平行な２０μｍ長さ当たり１本以下である）ことで、耐食性が改善される。クラックはめっきの赤錆を生じる原因となり、ホットスタンプ加熱時の反りによってクラックが生じていたと考えられる。前述した本実施形態の重ね合わせホットスタンプの製造方法により反りを改善することで、クラックの発生も抑制される。上記クラックの本数が１００μｍ長さ当たり５本超である場合には、赤錆の発生が問題となる。上記クラックの本数は、好ましくは１００μｍ長さ当たり３本以下であり、更に好ましくは１００μｍ長さ当たり２本以下である。

図８に例示したように、Ａｌ－Ｆｅ系めっき層に形成される、Ａｌ固溶Ｆｅ層まで到達するクラックの測定方法としては、めっき断面を光学顕微鏡で、１００μｍ×１００μｍ以上の視野にてナイタールエッチング処理を実施して断面を観察し、クラックの本数を測定することで求めることができる。図８中でも示すように、Ａｌ固溶Ｆｅ層は、マルテンサイト組織である母材の直上に形成されている層である。図８の例で言えば、１３５μｍ当たりに２本クラックが存在するため、１．５本／１００μｍのクラックとなる。

以上、本実施形態に係る重ね合わせホットスタンプ成形体について、詳細に説明した。

以下、実施例を用いて、本発明を更に具体的に説明する。

＜実施例１＞
化学成分が、質量％で、Ｃ：０．２１％、Ｓｉ：０．２０％、Ｍｎ：１．２０％、Ｐ：０．０１０％、Ｓ：０．００２０％、Ｎ：０．００３０％、Ａｌ：０．０４％、Ｂ：０．００２０％、残部Ｆｅ及び不純物からなる鋼成分を有するスラブを、通常の熱延工程及び冷延工程を経て冷延鋼板とし、ゼンジミア式溶融アルミめっき処理ラインにてアルミめっき処理を両面に行って、Ａｌ系めっき鋼板の供試材Ａとした。同様にして、化学成分が、質量％で、Ｃ：０．２１％、Ｓｉ：０．２０％、Ｍｎ：１．２０％、Ｐ：０．０１０％、Ｓ：０．００８０％、Ｎ：０．００３０％、Ａｌ：０．０４％、Ｂ：０．００２０％、Ｗ：０．１％、Ｃｒ：０．３％、Ｍｏ：０．１％、Ｖ：０．１％、Ｔｉ：０．０２％、Ｎｂ：０．０２％、Ｎｉ：０．１％、Ｃｕ：０．１％、Ｃｏ：０．１％、Ｓｎ：０．０１％、Ｓｂ：０．０１％、Ｍｇ：０．００１０％、Ｃａ：０．００２０％、Ｏ：０．００２０％、ＲＥＭ：０．００３０％、残部Ｆｅ及び不純物からなる鋼成分を有するスラブを、熱延工程及び冷延工程を経て冷延鋼板とし、アルミめっき処理を両面に行って、供試材Ｂとした。更に、供試材ＡのＣ量を０．３５％、０．２７％、０．４５％とした材料をそれぞれ供試材Ｃ、Ｄ、Ｅとした。供試材Ａ、Ｂ、Ｃ、Ｄ、Ｅともに、めっき後、ガスワイピング法でめっき付着量を調整し、その後冷却した。アルミめっき処理の際のめっき浴組成としては、８９％Ａｌ－９％Ｓｉ－２％Ｆｅであった。Ａｌ系めっき層のめっき厚は、２５μｍであった。板厚は、以下の表１に示す通り、１．０ｍｍ～４．０ｍｍの厚さに調整した。

第一の鋼板は、１２００×３００ｍｍのサイズとし、第二の鋼板は、４０×３０ｍｍから１１９６×１００ｍｍのサイズで切断して、以下の表１に示した合計板厚（ｔ１＋ｔ２）及び最大長さＬとなるように重ね合わせて準備した。本実施例では、第二の鋼板は、第一の鋼板からはみ出す部分が存在しないように重ね合わせた。そのため、本実施例において、面積Ｓ２は、第二の鋼板のサイズと一致している。これら２つの鋼板を、図１の打点（接合部３）に示すようにスポット溶接することで、ホットスタンプ用重ね合わせブランク４を作製した。

表１に示す通り、以上のようにして作製した重ね合わせブランクを、予熱された炉内で一定時間加熱する工程において、板温２０～８００℃間の平均加熱速度を調査し、目標とする温度及び時間に保持後、加熱炉から搬出して搬送時間１０秒で搬送し、直ちに金型で荷重１００ｔｏｎにてプレスし、同時に金型内で冷却することで、ハット形状の重ね合わせホットスタンプ成形体を得た。このときの冷却速度は、５０℃／ｓであった。

昇温中の重ね合わせブランクの板温は、第一の鋼板の重ね合わされていない部分（昇温速度の速い一枚部）と、重ね合わされている第二の鋼板（昇温速度が遅い重ね部）とにＫ型熱電対をスポット溶接し、測定した。

また、重ね合わせブランクの加熱中の反りを確認するため、炉内の内部を観察できる隙間を設け、昇温途中の重ね合わせブランクの反りの最大値を実測した。実測の方法としては、高さ４０ｍｍ、５０ｍｍ、７０ｍｍのブロックを炉内に設置した上で、反りが７０ｍｍ超の場合は、量産で問題を生じるため不合格（ＮＧ：Ｎｏ Ｇｏｏｄ）とし、反りが７０ｍｍ以下５０ｍｍ超の場合を合格３（Ｇ３：Ｇｏｏｄ Ｎｏ３）とし、反りが５０ｍｍ以下４０ｍｍ超の場合を合格２（Ｇ２：Ｇｏｏｄ Ｎｏ２）、反りが４０ｍｍ以下を合格１（Ｇ１：Ｇｏｏｄ Ｎｏ１）と判断した。また、加熱完了後にブランクを搬出する際に反りが残ると、プレス機への搬送時に生産性の問題を生じる。そのため、加熱完了後に反りが４０ｍｍ以上残った場合についても、量産の際に問題を生じることから、不合格（ＮＧ：Ｎｏ Ｇｏｏｄ）と判断した。判断した結果を、表１に示した。

各水準は、本願発明例（以下、単に「発明例」と記載する。）をＡ１～Ａ１６とし、比較例をａ１～ａ８として表１に示した。

なお、鋼板の板厚は、上述のように、それぞれマイクロゲージを用いて、ＪＩＳ Ｇ ３３１４：２０１１に記載の通りの方法にて測定した。

上記表１から明らかなように、発明例であるＡ１～Ａ１６は、昇温途中の反りが抑制され合格であった。しかしながら、比較例であるａ１～ａ３、ａ５～ａ８は、昇温途中の反りが大きく不合格であった。比較例のａ４は、加熱完了後に反りが４０ｍｍ以上残り不合格であった。

＜実施例２＞
実施例１と同様に、供試材Ａ、Ｂ、Ｃ、Ｄ、Ｅの化学成分からなる鋼成分を有するスラブを、通常の熱延工程及び冷延工程を経て冷延鋼板とし、ゼンジミア式溶融アルミめっき処理ラインにてアルミめっき処理を両面に行って、Ａｌ系めっき鋼板の供試材とした。供試材Ａ、Ｂ、Ｃ、Ｄ、Ｅともに、めっき後、ガスワイピング法でめっき付着量を調整し、その後冷却した。この際のめっき浴組成としては、８９％Ａｌ－９％Ｓｉ－２％Ｆｅであった。また、Ａｌ系めっき層のめっき厚は、２５μｍであった。板厚は、以下の表２に示す通り、１．０ｍｍ～４．０ｍｍの厚さに調整した。

第一の鋼板は、１２００×３００ｍｍのサイズとし、第二の鋼板は、４０×３０ｍｍから１１９６×１００ｍｍのサイズを切断して、以下の表２に示した合計板厚（ｔ１＋ｔ２）及び最大長さＬとなるように重ね合わせて準備した。本実施例では、第二の鋼板は、第一の鋼板からはみ出す部分が存在しないように重ね合わせた。そのため、本実施例において、面積Ｓ２は、第二の鋼板のサイズと一致している。これら２つの鋼板を、図１の打点（接合部３）に示すようにスポット溶接することで、ホットスタンプ用重ね合わせブランク４を作製した。

表２に示す通り、以上のようにして作製した重ね合わせブランクを、予熱された炉内で一定時間加熱する工程において、板温２０～８００℃間の平均加熱速度を調査し、目標とする温度及び時間に保持後、加熱炉から搬出して搬送時間１０秒で搬送し、直ちに金型で荷重１００ｔｏｎにてプレスし、同時に金型内で冷却することで、図９に示したようなハット形状の重ね合わせホットスタンプ成形体を得た。このときの冷却速度は、５０℃／ｓ以上であった。

昇温中の重ね合わせブランクの板温は、第一の鋼板の重ね合わされていない部分（昇温速度の速い一枚部）と、重ね合わされている第二の鋼板（昇温速度が遅い重ね部）とにＫ型熱電対をスポット溶接し、測定した。

本試験後のハット成形品から、頭頂部（図１の符号７）を１００×５０ｍｍサイズで切り出し、端面をテープ保護した上で、塩水噴霧試験（ＪＩＳ Ｚ ２３７１：２０１５）を実施することで耐食性を評価した。評価は、第一の鋼板の第二の鋼板と接していない面（図１の符号１ｂ）で実施した。２４時間後に赤錆面積率が５０％超であった場合を不合格（ＮＧ：Ｎｏ Ｇｏｏｄ）とし、赤錆面積率が３０％超５０％以下であった場合を合格３（Ｇ２：Ｇｏｏｄ Ｎｏ３）とし、赤錆面積率が２０％超３０％以下であった場合を合格２（Ｇ２：Ｇｏｏｄ Ｎｏ２）、赤錆面積率が２０％以下であった場合を合格１（Ｇ１：Ｇｏｏｄ Ｎｏ１）と判断した。

また、同様に、頭頂部から２０×２０ｍｍサイズも切り出し、Ａｌ－Ｆｅ系めっき層の断面に前述の通りナイタールエッチング処理を施し、Ａｌ－Ｆｅ系めっき層の断面を光学顕微鏡にて１００μｍ×１００μｍの視野を観察して、めっき厚み及びＡｌ固溶Ｆｅ層の厚みを測定した。あわせて、めっき層の構成を観察すると共に、Ａｌ－Ｆｅ系めっき層中のＡｌ固溶Ｆｅ層に到達するクラックの単位長さ当たりの本数を測定した。

測定した結果を表２に示す。
Ａｌ固溶Ｆｅ層に到達するクラックの１００μｍ当たりの本数が、５本超を不合格（ＮＧ：Ｎｏ Ｇｏｏｄ）とし、２本超５本以下を合格３（Ｇ３：Ｇｏｏｄ Ｎｏ３）とし、２本以下を合格２（Ｇ２：Ｇｏｏｄ Ｎｏ２）、１本以下を合格１（Ｇ１：Ｇｏｏｄ Ｎｏ１）とした。

各水準は、本願発明例（以下、単に「発明例」と記載する。）をＢ１～Ｂ１６とし、比較例をｂ１～ｂ７として表２に示した。

表２において、本願の発明例となるＢ１～Ｂ１６は良好な耐食性を示し、比較例となるｂ１～ｂ７の耐食性は不合格であった。

以上、添付図面を参照しながら本発明の好適な実施形態について詳細に説明したが、本発明はかかる例に限定されない。本発明の属する技術の分野における通常の知識を有する者であれば、特許請求の範囲に記載された技術的思想の範疇内において、各種の変更例または修正例に想到し得ることは明らかであり、これらについても、当然に本発明の技術的範囲に属するものと了解される。

１ 第一の鋼板
１ａ 第一の鋼板の中の第二の鋼板と接する面
１ｂ 第一の鋼板の中の第二の鋼板と接しない面
２ 第二の鋼板
２ａ 第二の鋼板の中の第一の鋼板と接する面
２ｂ 第二の鋼板の中の第一の鋼板と接しない面
３ 接合部
４ ホットスタンプ用重ね合わせブランク
４ａ ホットスタンプ用重ね合わせブランクの中の重ね部
４ｂ ホットスタンプ用重ね合わせブランクの中の一枚部
５ ホットスタンプのための加熱炉
６ ホットスタンプのためのプレス金型
７ 頭頂部
８ 頭頂部側の曲げ部
９ フランジ側の曲げ部
１０ 縦壁部
１１ フランジ部
１２ 重ね合わせホットスタンプ成形体
１３ Ａｌ系めっき鋼板の片側の表面
１４ Ａｌ系めっき層
１５ 母材

Claims (10)

1. 面積Ｓ１（ｃｍ^２）を有する第一の鋼板と、前記第一の鋼板よりも小さい面積を有する少なくとも一枚の第二の鋼板と、を重ね合わせて接合された重ね合わせブランクを用いて、重ね合わせホットスタンプ成形体を製造する製造方法であって、
   前記第一の鋼板及び前記第二の鋼板は、母材上にＡｌ系めっき層を有するＡｌ系めっき鋼板であり、
   前記重ね合わせブランクを加熱炉で加熱する重ね合わせブランク加熱工程と、
   前記加熱された前記重ね合わせブランクを、前記加熱炉から搬出してプレス装置に搬送する加熱ブランク搬送工程と、
   前記加熱された重ね合わせブランクを前記プレス装置に設けられた金型でプレス加工して、重ね合わせホットスタンプ成形体を得るホットスタンプ工程と、
   を含み、
   前記重ね合わせブランク加熱工程では、
   前記第一の鋼板の板厚をｔ１（ｍｍ）、前記第二の鋼板の板厚をｔ２（ｍｍ）、前記第一の鋼板と前記第二の鋼板とが重ね合わされた、合計板厚（ｔ１＋ｔ２）の部分の板温２０℃～８００℃の間の平均加熱速度をＶ（℃／ｓ）、前記第一の鋼板のうち、前記第二の鋼板が重ね合わされていない部分の板温２０℃～８００℃の間の平均加熱速度をｖ１（℃／ｓ）とするとき、
   前記重ね合わされた部分の合計板厚（ｔ１＋ｔ２）が、２．５ｍｍ以上５．０ｍｍ以下であり、
   前記第二の鋼板の重ね合わされた部分の最大長さＬが、１００ｍｍ以上１１００ｍｍ以下であり、
   前記平均加熱速度Ｖ、ｖ１が、下記式（１）及び式（２）の関係式を満足し、
   前記第二の鋼板の面積のうち、前記第一の鋼板と重ね合わされている部分の面積をＳ２（ｃｍ^２）とするとき、前記面積Ｓ１、Ｓ２、前記板厚ｔ１が、下記式（３）の関係式を満足し、
   加熱時間及び加熱温度で定義される座標平面において、点Ａ（４分、９３０℃）、点Ｂ（１０分、９３０℃）、点Ｃ（２０分、８７０℃）及び点Ｄ（８分、８７０℃）で定まる図形ＡＢＣＤ内に位置する加熱温度及び加熱時間で、前記重ね合わせブランクを加熱する、重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法。
   
   １．０≦Ｖ≦４．０ ・・・式（１）
   （ｖ１－Ｖ）≦３．０ ・・・式（２）
   ４００≦（Ｓ１－Ｓ２）×（ｔ１／１０）≦９５０ ・・・式（３）
   
2. 前記第二の鋼板の重ね合わされた部分の最大長さＬが、３００ｍｍ以上である、請求項１に記載の重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法。
3. 前記第一の鋼板及び前記第二の鋼板の前記母材は、質量％で、
   Ｃ ：０．１０％以上０．５０％以下、
   Ｓｉ：０．０１％以上２．００％以下、
   Ｍｎ：０．３０％以上５．００％以下、
   Ｐ ：０．１００％以下、
   Ｓ ：０．１０００％以下、
   Ｎ ：０．０１００％以下、
   Ａｌ：０．５００％以下、
   Ｂ ：０．０００２％以上０．０１００％以下
   を含有し、残部がＦｅ及び不純物からなる、請求項１又は２に記載の重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法。
4. 前記第一の鋼板及び前記第二の鋼板の前記母材は、残部のＦｅの一部に換えて、更に、質量％で、
   Ｗ ：０％以上３．０％以下、
   Ｃｒ：０％以上２．０％以下、
   Ｍｏ：０％以上３．０％以下、
   Ｖ ：０％以上２．０％以下、
   Ｔｉ：０％以上０．５％以下、
   Ｎｂ：０％以上１．０％以下、
   Ｎｉ：０％以上５．０％以下、
   Ｃｕ：０％以上３．０％以下、
   Ｃｏ：０％以上３．０％以下、
   Ｓｎ：０％以上０．１０％以下、
   Ｓｂ：０％以上０．１０％以下、
   Ｍｇ：０％以上０．００５０％以下、
   Ｃａ：０％以上０．００５０％以下、
   Ｏ ：０％以上０．００７０％以下、
   ＲＥＭ：０％以上０．００７０％以下
   の一種以上を含有する、請求項３に記載の重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法。
5. 前記第一の鋼板の前記母材のＣ含有量Ｃ１（質量％）、及び、前記第二の鋼板の前記母材のＣ含有量Ｃ２（質量％）が、下記式（４）の関係式を満足する、請求項３又は４に記載の重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法。
   
   ０．０３≦（Ｃ２－Ｃ１）≦０．３０ ・・・式（４）
   
6. 面積Ｓ１（ｃｍ^２）を有する第一の鋼板と、前記第一の鋼板よりも小さい面積を有する少なくとも一枚の第二の鋼板とが積層された、重ね合わせホットスタンプ成形体であって、
   前記第一の鋼板及び前記第二の鋼板の表面に、Ａｌ－Ｆｅ系めっき層を有し、
   前記Ａｌ－Ｆｅ系めっき層は、ＡｌとＦｅの化合物層及びＡｌ固溶Ｆｅ層からなり、
   前記第一の鋼板及び前記第二の鋼板の板厚をそれぞれｔ１、ｔ２（ｍｍ）とするとき、前記第一の鋼板と前記第二の鋼板とが重ね合わされた部分の合計板厚（ｔ１＋ｔ２）は、２．５ｍｍ以上５．０ｍｍ以下であり、
   前記第二の鋼板の重ね合わされた部分の最大長さＬは、１００ｍｍ以上１１００ｍｍ以下であり、
   前記第二の鋼板の面積のうち、前記第一の鋼板と重ね合わされている部分の面積をＳ２（ｃｍ^２）とするとき、前記面積Ｓ１、Ｓ２、板厚ｔ１が、下記式（３）の関係式を満足し、
   前記第一の鋼板と前記第二の鋼板とが重ね合わされた部分のうち、前記第一の鋼板が前記第二の鋼板と接しない面の前記Ａｌ－Ｆｅ系めっき層において、前記Ａｌ固溶Ｆｅ層まで到達するクラックの本数が、前記Ａｌ－Ｆｅ系めっき層と平行な１００μｍの長さあたり５本以下であり、
   前記第一の鋼板の、第二の鋼板と重ね合わされていない部分のＡｌ固溶Ｆｅ層の厚みＤ１（μｍ）と、前記第二の鋼板のＡｌ固溶Ｆｅ層の厚みＤ２（μｍ）とが、下記式（５）の関係式を満足する、重ね合わせホットスタンプ成形体。
   
   ４００≦（Ｓ１－Ｓ２）×（ｔ１／１０）≦９５０ ・・・式（３）
   （Ｄ１－Ｄ２）≦６．０ ・・・式（５）
   
7. 前記第二の鋼板の重ね合わされた部分の最大長さＬが、３００ｍｍ以上である、請求項６に記載の重ね合わせホットスタンプ成形体。
8. 前記第一の鋼板及び前記第二の鋼板の母材は、質量％で、
   Ｃ ：０．１０％以上０．５０％以下、
   Ｓｉ：０．０１％以上２．００％以下、
   Ｍｎ：０．３０％以上５．００％以下、
   Ｐ ：０．１００％以下、
   Ｓ ：０．１０００％以下、
   Ｎ ：０．０１００％以下、
   Ａｌ：０．５００％以下、
   Ｂ ：０．０００２％以上０．０１００％以下
   を含有し、残部がＦｅ及び不純物からなる、請求項６又は７に記載の重ね合わせホットスタンプ成形体。
9. 前記第一の鋼板及び前記第二の鋼板の母材は、残部のＦｅの一部に換えて、更に、質量％で、
   Ｗ ：０％以上３．０％以下、
   Ｃｒ：０％以上２．０％以下、
   Ｍｏ：０％以上３．０％以下、
   Ｖ ：０％以上２．０％以下、
   Ｔｉ：０％以上０．５％以下、
   Ｎｂ：０％以上１．０％以下、
   Ｎｉ：０％以上５．０％以下、
   Ｃｕ：０％以上３．０％以下、
   Ｃｏ：０％以上３．０％以下、
   Ｓｎ：０％以上０．１０％以下、
   Ｓｂ：０％以上０．１０％以下、
   Ｍｇ：０％以上０．００５０％以下、
   Ｃａ：０％以上０．００５０％以下、
   Ｏ ：０％以上０．００７０％以下、
   ＲＥＭ：０％以上０．００７０％以下
   の一種以上を含有する、請求項８に記載の重ね合わせホットスタンプ成形体。
10. 前記第一の鋼板の前記母材のＣ含有量Ｃ１（質量％）、及び、前記第二の鋼板の前記母材のＣ含有量Ｃ２（質量％）が、下記式（４）の関係式を満足する、請求項８又は９に記載の重ね合わせホットスタンプ成形体。
    
    ０．０３≦（Ｃ２－Ｃ１）≦０．３０ ・・・式（４）
    
    

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