JPH1180878A - 動的変形特性に優れたデュアルフェーズ型高強度鋼板 - Google Patents
動的変形特性に優れたデュアルフェーズ型高強度鋼板Info
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- JPH1180878A JPH1180878A JP25893897A JP25893897A JPH1180878A JP H1180878 A JPH1180878 A JP H1180878A JP 25893897 A JP25893897 A JP 25893897A JP 25893897 A JP25893897 A JP 25893897A JP H1180878 A JPH1180878 A JP H1180878A
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 衝突時の衝撃エネルギ吸収用として、適正な
特性および基準に基づいて選定され、安全性確保に確実
に寄与できるＤＰ型高強度鋼板を提供する。 【解決手段】 Ｃ：０．０２〜０．１５％、Ｓｉ：０．
０１〜２．５％、Ｍｎ：０．８〜２．５％、フェライト
を主相とし、３〜３０体積％のマルテンサイト相を含む
その他の低温生成相からなり、降伏強度ＹＳ(0) と、相
当ひずみにして５％の予変形を加えた後の引張り試験に
おける最大強度ＴＳ(5) との比ＹＳ(0)/ＴＳ(5) が０．
７以下であり、相当ひずみにて０％超〜１０％以下の予
変形を加えたのち、準静的変形強度σs と動的変形強度
σd の差（σd −σs ）が６０MPa以上である。また
（σd −σs ）≧４．１×σs 0.8 −σs の範囲であ
る。予変形を調質圧延またはおよびテンションレベラで
与えた場合についても規定している。
特性および基準に基づいて選定され、安全性確保に確実
に寄与できるＤＰ型高強度鋼板を提供する。 【解決手段】 Ｃ：０．０２〜０．１５％、Ｓｉ：０．
０１〜２．５％、Ｍｎ：０．８〜２．５％、フェライト
を主相とし、３〜３０体積％のマルテンサイト相を含む
その他の低温生成相からなり、降伏強度ＹＳ(0) と、相
当ひずみにして５％の予変形を加えた後の引張り試験に
おける最大強度ＴＳ(5) との比ＹＳ(0)/ＴＳ(5) が０．
７以下であり、相当ひずみにて０％超〜１０％以下の予
変形を加えたのち、準静的変形強度σs と動的変形強度
σd の差（σd −σs ）が６０MPa以上である。また
（σd −σs ）≧４．１×σs 0.8 −σs の範囲であ
る。予変形を調質圧延またはおよびテンションレベラで
与えた場合についても規定している。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、自動車部材等に使
用され、衝突時の衝撃エネルギを吸収することで安全性
確保に寄与することのできる動的変形特性に優れたデュ
アルフェーズ型（以下ＤＰ型という）高強度鋼板に関す
るものである。
用され、衝突時の衝撃エネルギを吸収することで安全性
確保に寄与することのできる動的変形特性に優れたデュ
アルフェーズ型（以下ＤＰ型という）高強度鋼板に関す
るものである。
【０００２】
【従来の技術】近年、衝突時の乗員保護が自動車の最重
要性能として認識され、それに対応するための高い衝撃
吸収性能を持つ材料が要求されている。たとえば乗用車
の前面衝突においては、フロントサイドメンバと呼ばれ
る部材にこのような材料を適用すれば、該部材が圧潰す
ることで衝撃エネルギが吸収され、乗員にかかる衝撃を
やわらげることができる。
要性能として認識され、それに対応するための高い衝撃
吸収性能を持つ材料が要求されている。たとえば乗用車
の前面衝突においては、フロントサイドメンバと呼ばれ
る部材にこのような材料を適用すれば、該部材が圧潰す
ることで衝撃エネルギが吸収され、乗員にかかる衝撃を
やわらげることができる。
【０００３】自動車衝突時に各部位が受けるひずみ速度
は１０3 (s-1) 程度に達するため、材料の衝撃吸収性能
を考える場合、このような高速度域での動的変形特性の
解明が必要である。そして、自動車の軽量化と安全性向
上を両立させることのできる、動的変形特性に優れた高
強度鋼板が必要とされ、最近この点に関する報告が見ら
れる。
は１０3 (s-1) 程度に達するため、材料の衝撃吸収性能
を考える場合、このような高速度域での動的変形特性の
解明が必要である。そして、自動車の軽量化と安全性向
上を両立させることのできる、動的変形特性に優れた高
強度鋼板が必要とされ、最近この点に関する報告が見ら
れる。
【０００４】例えば本発明者らは、CAMP-ISIJ Vol.9(19
96) P.1112〜1115に、高強度薄鋼板の高速変形特性と衝
撃エネルギ吸収能について報告し、その中で、１０3 (s
-1)の高ひずみ速度での動的強度は、１０-3(s-1) の低
ひずみ速度での静的強度と比較して大きく上昇するこ
と、鋼材の強度上昇によりクラッシュ時の吸収エネルギ
が向上すること、材料のひずみ速度依存性は鋼の組織に
依存すること、ＴＲＩＰ型鋼（加工誘起変態型鋼）およ
びＤＰ型鋼は優れた成形性と高い衝撃吸収能を兼ね備え
ることを述べている。また、上記ＤＰ型鋼に関し本発明
者らは、特願平８−９８０００号および特願平８−１０
９２４４号に、自動車軽量化および安全性向上の双方を
達成するのに適した、静的強度に対し動的強度が高い鋼
板とその製造方法を提案している。
96) P.1112〜1115に、高強度薄鋼板の高速変形特性と衝
撃エネルギ吸収能について報告し、その中で、１０3 (s
-1)の高ひずみ速度での動的強度は、１０-3(s-1) の低
ひずみ速度での静的強度と比較して大きく上昇するこ
と、鋼材の強度上昇によりクラッシュ時の吸収エネルギ
が向上すること、材料のひずみ速度依存性は鋼の組織に
依存すること、ＴＲＩＰ型鋼（加工誘起変態型鋼）およ
びＤＰ型鋼は優れた成形性と高い衝撃吸収能を兼ね備え
ることを述べている。また、上記ＤＰ型鋼に関し本発明
者らは、特願平８−９８０００号および特願平８−１０
９２４４号に、自動車軽量化および安全性向上の双方を
達成するのに適した、静的強度に対し動的強度が高い鋼
板とその製造方法を提案している。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】上記のように、高強度
鋼板について自動車衝突時の高ひずみ速度における動的
変形特性が解明されつつあるものの、衝撃エネルギ吸収
のための自動車部材として、鋼板のどのような特性に注
目し、どのような基準で材料選定を行えばよいかについ
ては、明らかにされていない。
鋼板について自動車衝突時の高ひずみ速度における動的
変形特性が解明されつつあるものの、衝撃エネルギ吸収
のための自動車部材として、鋼板のどのような特性に注
目し、どのような基準で材料選定を行えばよいかについ
ては、明らかにされていない。
【０００６】また上記自動車部材は、鋼板に曲げやプレ
ス等の成形を施して製造され、衝突時の衝撃は、これら
成形加工された部材に対して加えられる。しかし、この
ような成形加工後における衝撃エネルギ吸収能を解明し
た、実部材としての動的変形特性に優れた鋼板について
は、従来知られていない。さらに、本発明者らによる上
記各出願の内容とは別の観点により、成分および組織と
材料特性の整理が必要となった。
ス等の成形を施して製造され、衝突時の衝撃は、これら
成形加工された部材に対して加えられる。しかし、この
ような成形加工後における衝撃エネルギ吸収能を解明し
た、実部材としての動的変形特性に優れた鋼板について
は、従来知られていない。さらに、本発明者らによる上
記各出願の内容とは別の観点により、成分および組織と
材料特性の整理が必要となった。
【０００７】本発明は、フロントサイドメンバ等の成形
加工された自動車部品に使用される高強度鋼板であっ
て、衝突時の衝撃エネルギ吸収用として、適正な特性お
よび基準に基づいて選定され、安全性確保に確実に寄与
することのできる、動的変形特性に優れたＤＰ型高強度
鋼板を提供することを目的とする。
加工された自動車部品に使用される高強度鋼板であっ
て、衝突時の衝撃エネルギ吸収用として、適正な特性お
よび基準に基づいて選定され、安全性確保に確実に寄与
することのできる、動的変形特性に優れたＤＰ型高強度
鋼板を提供することを目的とする。
【０００８】
【課題を解決するための手段】上記目的を達成するため
の本発明の第１発明は、重量％にて、Ｃを０．０２〜
０．１５％、Ｓｉを０．０１〜２．５％、Ｍｎを０．８
〜２．５％含み、残部がＦｅおよび不可避的不純物から
なり、フェライトを主相とし、３〜３０体積％のマルテ
ンサイト相を含むその他の低温生成相からなり、降伏強
度ＹＳ(0) と、相当ひずみにして５％の予変形を加えた
後の引張り試験における最大強度ＴＳ(5)との比ＹＳ(0)
/ＴＳ(5) が０．７以下であり、かつ相当ひずみにて０
％超〜１０％以下の予変形を加えたのち、５×１０-4〜
５×１０-3(s-1) のひずみ速度で変形したときの準静的
変形強度σs と、前記０％超〜１０％以下の予変形を加
えたのち、５×１０2 〜５×１０3 (s-1) のひずみ速度
で変形したときの動的変形強度σd との差（σd −σs
）が６０MPa 以上であることを特徴とする動的変形特
性に優れたデュアルフェーズ型高強度鋼板である。
の本発明の第１発明は、重量％にて、Ｃを０．０２〜
０．１５％、Ｓｉを０．０１〜２．５％、Ｍｎを０．８
〜２．５％含み、残部がＦｅおよび不可避的不純物から
なり、フェライトを主相とし、３〜３０体積％のマルテ
ンサイト相を含むその他の低温生成相からなり、降伏強
度ＹＳ(0) と、相当ひずみにして５％の予変形を加えた
後の引張り試験における最大強度ＴＳ(5)との比ＹＳ(0)
/ＴＳ(5) が０．７以下であり、かつ相当ひずみにて０
％超〜１０％以下の予変形を加えたのち、５×１０-4〜
５×１０-3(s-1) のひずみ速度で変形したときの準静的
変形強度σs と、前記０％超〜１０％以下の予変形を加
えたのち、５×１０2 〜５×１０3 (s-1) のひずみ速度
で変形したときの動的変形強度σd との差（σd −σs
）が６０MPa 以上であることを特徴とする動的変形特
性に優れたデュアルフェーズ型高強度鋼板である。
【０００９】第２発明は、上記と同成分および同相から
なり、降伏強度ＹＳ(0) と、相当ひずみにして５％の予
変形を加えた後の引張り試験における最大強度ＴＳ(5)
との比ＹＳ(0)/ＴＳ(5) が０．７以下であり、かつ相当
ひずみにて０％超〜１０％以下の予変形を加えたのち、
５×１０-4〜５×１０-3(s-1) のひずみ速度で変形した
ときの準静的変形強度σs と、前記０％超〜１０％以下
の予変形を加えたのち、５×１０2 〜５×１０3 (s-1)
のひずみ速度で変形したときの動的変形強度σd との差
（σd −σs ）が （σd −σs ）≧４．１×σs 0.8 −σs （１） を満足する範囲であることを特徴とする動的変形特性に
優れたデュアルフェーズ型高強度鋼板である。
なり、降伏強度ＹＳ(0) と、相当ひずみにして５％の予
変形を加えた後の引張り試験における最大強度ＴＳ(5)
との比ＹＳ(0)/ＴＳ(5) が０．７以下であり、かつ相当
ひずみにて０％超〜１０％以下の予変形を加えたのち、
５×１０-4〜５×１０-3(s-1) のひずみ速度で変形した
ときの準静的変形強度σs と、前記０％超〜１０％以下
の予変形を加えたのち、５×１０2 〜５×１０3 (s-1)
のひずみ速度で変形したときの動的変形強度σd との差
（σd −σs ）が （σd −σs ）≧４．１×σs 0.8 −σs （１） を満足する範囲であることを特徴とする動的変形特性に
優れたデュアルフェーズ型高強度鋼板である。
【００１０】第３発明は、上記と同成分および同相から
なり、降伏強度ＹＳ(0) と、相当ひずみにして５％の予
変形を加えＢＨ処理を行った後の引張り試験における最
大強度ＴＳ'(5)との比ＹＳ(0)/ＴＳ'(5)が０．７以下で
あり、かつ相当ひずみにて０％超〜１０％以下の成形加
工による予変形を加えたのち、５×１０-4〜５×１０-3
(s-1) のひずみ速度で変形したときの準静的変形強度σ
s と、前記０％超〜１０％以下の予変形を加えたのち、
５×１０2 〜５×１０3 (s-1) のひずみ速度で変形した
ときの動的変形強度σd との差（σd −σs ）が６０MP
a 以上であることを特徴とする動的変形特性に優れたデ
ュアルフェーズ型高強度鋼板である。
なり、降伏強度ＹＳ(0) と、相当ひずみにして５％の予
変形を加えＢＨ処理を行った後の引張り試験における最
大強度ＴＳ'(5)との比ＹＳ(0)/ＴＳ'(5)が０．７以下で
あり、かつ相当ひずみにて０％超〜１０％以下の成形加
工による予変形を加えたのち、５×１０-4〜５×１０-3
(s-1) のひずみ速度で変形したときの準静的変形強度σ
s と、前記０％超〜１０％以下の予変形を加えたのち、
５×１０2 〜５×１０3 (s-1) のひずみ速度で変形した
ときの動的変形強度σd との差（σd −σs ）が６０MP
a 以上であることを特徴とする動的変形特性に優れたデ
ュアルフェーズ型高強度鋼板である。
【００１１】第４発明は、上記と同成分および同相から
なり、降伏強度ＹＳ(0) と、相当ひずみにして５％の予
変形を加えＢＨ処理を行った後の引張り試験における最
大強度ＴＳ'(5)との比ＹＳ(0)/ＴＳ'(5)が０．７以下で
あり、かつ相当ひずみにて０％超〜１０％以下の成形加
工による予変形を加えたのち、５×１０-4〜５×１０-3
(s-1) のひずみ速度で変形したときの準静的変形強度σ
s と、前記０％超〜１０％以下の予変形を加えたのち、
５×１０2 〜５×１０3 (s-1) のひずみ速度で変形した
ときの動的変形強度σd との差（σd −σs ）が （σd −σs ）≧４．１×σs 0.8 −σs （１） を満足する範囲であることを特徴とする動的変形特性に
優れたデュアルフェーズ型高強度鋼板である。
なり、降伏強度ＹＳ(0) と、相当ひずみにして５％の予
変形を加えＢＨ処理を行った後の引張り試験における最
大強度ＴＳ'(5)との比ＹＳ(0)/ＴＳ'(5)が０．７以下で
あり、かつ相当ひずみにて０％超〜１０％以下の成形加
工による予変形を加えたのち、５×１０-4〜５×１０-3
(s-1) のひずみ速度で変形したときの準静的変形強度σ
s と、前記０％超〜１０％以下の予変形を加えたのち、
５×１０2 〜５×１０3 (s-1) のひずみ速度で変形した
ときの動的変形強度σd との差（σd −σs ）が （σd −σs ）≧４．１×σs 0.8 −σs （１） を満足する範囲であることを特徴とする動的変形特性に
優れたデュアルフェーズ型高強度鋼板である。
【００１２】第５発明は、上記と同成分および同相から
なり、降伏強度ＹＳ(0) と、相当ひずみにして５％の予
変形を加えＢＨ処理を行った後の引張り試験における最
大強度ＴＳ'(5)との比ＹＳ(0)/ＴＳ'(5)が０．７以下で
あり、かつ調質圧延とテンションレベラの一方または双
方による予変形を、塑性変形量Ｔを ２．５｛ＹＳ(0)/ＴＳ'(5)−０．５｝＋１５≧Ｔ≧２．５｛ＹＳ(0)/ＴＳ'(5) −０．５｝＋０．５ （２） に従って加えたのち、５×１０-4〜５×１０-3(s-1) の
ひずみ速度で変形したときの準静的変形強度σs と、前
記（２）式による予変形を加えたのち５×１０2〜５×
１０3 (s-1) のひずみ速度で変形したときの動的変形強
度σd との差（σd −σs ）が６０MPa 以上であること
を特徴とする動的変形特性に優れたデュアルフェーズ型
高強度鋼板である。
なり、降伏強度ＹＳ(0) と、相当ひずみにして５％の予
変形を加えＢＨ処理を行った後の引張り試験における最
大強度ＴＳ'(5)との比ＹＳ(0)/ＴＳ'(5)が０．７以下で
あり、かつ調質圧延とテンションレベラの一方または双
方による予変形を、塑性変形量Ｔを ２．５｛ＹＳ(0)/ＴＳ'(5)−０．５｝＋１５≧Ｔ≧２．５｛ＹＳ(0)/ＴＳ'(5) −０．５｝＋０．５ （２） に従って加えたのち、５×１０-4〜５×１０-3(s-1) の
ひずみ速度で変形したときの準静的変形強度σs と、前
記（２）式による予変形を加えたのち５×１０2〜５×
１０3 (s-1) のひずみ速度で変形したときの動的変形強
度σd との差（σd −σs ）が６０MPa 以上であること
を特徴とする動的変形特性に優れたデュアルフェーズ型
高強度鋼板である。
【００１３】第６発明は、上記と同成分および同相から
なり、降伏強度ＹＳ(0) と、相当ひずみにして５％の予
変形を加えＢＨ処理を行った後の引張り試験における最
大強度ＴＳ'(5)との比ＹＳ(0)/ＴＳ'(5)が０．７以下で
あり、かつ調質圧延とテンションレベラの一方または双
方による予変形を、塑性変形量Ｔを ２．５｛ＹＳ(0)/ＴＳ'(5)−０．５｝＋１５≧Ｔ≧２．５｛ＹＳ(0)/ＴＳ'(5) −０．５｝＋０．５ （２） に従って加えたのち、５×１０-4〜５×１０-3(s-1) の
ひずみ速度で変形したときの準静的変形強度σs と、前
記（２）式による予変形を加えたのち５×１０2〜５×
１０3 (s-1) のひずみ速度で変形したときの動的変形強
度σd との差（σd −σs ）が （σd −σs ）≧４．１×σs 0.8 −σs （１） を満足する範囲であることを特徴とする動的変形特性に
優れたデュアルフェーズ型高強度鋼板である。
なり、降伏強度ＹＳ(0) と、相当ひずみにして５％の予
変形を加えＢＨ処理を行った後の引張り試験における最
大強度ＴＳ'(5)との比ＹＳ(0)/ＴＳ'(5)が０．７以下で
あり、かつ調質圧延とテンションレベラの一方または双
方による予変形を、塑性変形量Ｔを ２．５｛ＹＳ(0)/ＴＳ'(5)−０．５｝＋１５≧Ｔ≧２．５｛ＹＳ(0)/ＴＳ'(5) −０．５｝＋０．５ （２） に従って加えたのち、５×１０-4〜５×１０-3(s-1) の
ひずみ速度で変形したときの準静的変形強度σs と、前
記（２）式による予変形を加えたのち５×１０2〜５×
１０3 (s-1) のひずみ速度で変形したときの動的変形強
度σd との差（σd −σs ）が （σd −σs ）≧４．１×σs 0.8 −σs （１） を満足する範囲であることを特徴とする動的変形特性に
優れたデュアルフェーズ型高強度鋼板である。
【００１４】そして上記各発明において、重量％にて、
Ｎｉ，Ｃｕ，ＣｒおよびＭｏの少なくとも１種を合計で
０．５〜３．５％含むことが好ましい。また、重量％に
て、Ｎｂ，Ｔｉ，ＶおよびＰの少なくとも１種を合計で
０．２％以下含むことが好ましい。さらに、重量％に
て、Ｎｉ，Ｃｕ，ＣｒおよびＭｏの少なくとも１種を合
計で０．５〜３．５％と、重量％にて、Ｎｂ，Ｔｉ，Ｖ
およびＰの少なくとも１種を合計で０．２％以下含むこ
とが好ましい。
Ｎｉ，Ｃｕ，ＣｒおよびＭｏの少なくとも１種を合計で
０．５〜３．５％含むことが好ましい。また、重量％に
て、Ｎｂ，Ｔｉ，ＶおよびＰの少なくとも１種を合計で
０．２％以下含むことが好ましい。さらに、重量％に
て、Ｎｉ，Ｃｕ，ＣｒおよびＭｏの少なくとも１種を合
計で０．５〜３．５％と、重量％にて、Ｎｂ，Ｔｉ，Ｖ
およびＰの少なくとも１種を合計で０．２％以下含むこ
とが好ましい。
【００１５】
【発明の実施の形態】自動車のフロントサイドメンバ等
の衝撃吸収用部材は、鋼板に曲げ加工やプレス加工など
を施して製造される。自動車衝突時の衝撃は、これら成
形加工された部材に対して加えられるため、本発明の鋼
板は、このような成形加工に相当する予変形後の状態
で、高い衝撃吸収性能を有していることが必要である。
しかし現在までのところ、成形による変形応力の上昇と
ひずみ速度上昇による変形応力の上昇とを同時に考慮し
て、実部材としての衝撃吸収特性に優れた鋼板を得る試
みはなされていない。
の衝撃吸収用部材は、鋼板に曲げ加工やプレス加工など
を施して製造される。自動車衝突時の衝撃は、これら成
形加工された部材に対して加えられるため、本発明の鋼
板は、このような成形加工に相当する予変形後の状態
で、高い衝撃吸収性能を有していることが必要である。
しかし現在までのところ、成形による変形応力の上昇と
ひずみ速度上昇による変形応力の上昇とを同時に考慮し
て、実部材としての衝撃吸収特性に優れた鋼板を得る試
みはなされていない。
【００１６】本発明者らの研究結果、このような成形加
工された実部材において優れた衝撃吸収特性を有する高
強度鋼板として、ＤＰ型鋼板が適している。すなわち、
変形速度上昇による変形抵抗増加を担うフェライト相を
主相とし、硬質なマルテンサイト相が混在するＤＰ型鋼
が動的強度変形特性に優れていることが判明した。
工された実部材において優れた衝撃吸収特性を有する高
強度鋼板として、ＤＰ型鋼板が適している。すなわち、
変形速度上昇による変形抵抗増加を担うフェライト相を
主相とし、硬質なマルテンサイト相が混在するＤＰ型鋼
が動的強度変形特性に優れていることが判明した。
【００１７】しかし、マルテンサイト相が３体積％未満
では、高強度な鋼板を得ることができず、また動的変形
強度の高い鋼板も得られないことから、マルテンサイト
相の体積率を３体積％以上と限定した。またマルテンサ
イト相の体積率が３０％を超えると、変形速度上昇によ
る変形抵抗増加を担うべきフェライト相の体積率が低下
し、静的変形強度に比して動的変形強度の優れた鋼板を
得ることができなくなり、かつ成形性も阻害されるた
め、マルテンサイト相の体積率を３０％以下に限定し
た。
では、高強度な鋼板を得ることができず、また動的変形
強度の高い鋼板も得られないことから、マルテンサイト
相の体積率を３体積％以上と限定した。またマルテンサ
イト相の体積率が３０％を超えると、変形速度上昇によ
る変形抵抗増加を担うべきフェライト相の体積率が低下
し、静的変形強度に比して動的変形強度の優れた鋼板を
得ることができなくなり、かつ成形性も阻害されるた
め、マルテンサイト相の体積率を３０％以下に限定し
た。
【００１８】また、詳細は不明ながら、初期転位密度、
マルテンサイト相以外の低温生成相、主相であるフェラ
イト相中の固溶元素量および炭化物、窒化物、炭窒化物
の析出状態に依存する量であるＹＳ(0)/ＴＳ(5) が０．
７以下である場合に、優れた動的変形特性を有する鋼板
が得られることが判明した。ここでＹＳ(0) は降伏強
度、ＴＳ(5) は相当ひずみにして５％の予変形を加えた
後の引張り試験における最大強度である。
マルテンサイト相以外の低温生成相、主相であるフェラ
イト相中の固溶元素量および炭化物、窒化物、炭窒化物
の析出状態に依存する量であるＹＳ(0)/ＴＳ(5) が０．
７以下である場合に、優れた動的変形特性を有する鋼板
が得られることが判明した。ここでＹＳ(0) は降伏強
度、ＴＳ(5) は相当ひずみにして５％の予変形を加えた
後の引張り試験における最大強度である。
【００１９】成分の限定理由はつぎのとおりである。Ｃ
は鋼板の組織に強く影響を与える元素であり、その含有
量が少なくなると目的とする量および強度のマルテンサ
イト相を得るのが困難になる。添加量が多くなると母相
であるフェライト相の硬質化を招き、ひずみ速度上昇に
よる変形抵抗増加を阻害する。また強度が高くなりす
ぎ、成形性および溶接性を劣化させる。したがってＣは
０．０２重量％以上０．１５重量％以下とした。
は鋼板の組織に強く影響を与える元素であり、その含有
量が少なくなると目的とする量および強度のマルテンサ
イト相を得るのが困難になる。添加量が多くなると母相
であるフェライト相の硬質化を招き、ひずみ速度上昇に
よる変形抵抗増加を阻害する。また強度が高くなりす
ぎ、成形性および溶接性を劣化させる。したがってＣは
０．０２重量％以上０．１５重量％以下とした。
【００２０】Ｓｉは固溶強化元素であり、鋼板の強度の
調整を可能とするだけでなく、炭化物形成を抑えること
やフェライト相中の固溶Ｃをオーステナイト相中へ吐き
出すことでマルテンサイト組織の形成を容易にすること
から、０．０１重量％以上添加する。しかし添加量が多
すぎると、上記Ｃと同様フェライト相の硬質化を招きひ
ずみ速度上昇による変形抵抗増加を阻害するほか、強度
が高くなりすぎ、成形性を劣化させ、また化成処理性が
劣化するので、２．５重量％を上限とする。
調整を可能とするだけでなく、炭化物形成を抑えること
やフェライト相中の固溶Ｃをオーステナイト相中へ吐き
出すことでマルテンサイト組織の形成を容易にすること
から、０．０１重量％以上添加する。しかし添加量が多
すぎると、上記Ｃと同様フェライト相の硬質化を招きひ
ずみ速度上昇による変形抵抗増加を阻害するほか、強度
が高くなりすぎ、成形性を劣化させ、また化成処理性が
劣化するので、２．５重量％を上限とする。
【００２１】ＭｎはＳｉと同様、固溶強化元素であり、
強度調整に有効である。またオーステナイト安定化元素
であり、マルテンサイトの生成を容易にすることや、高
速変形時の強度上昇を促進することから０．８重量％以
上添加する。しかし添加量が多すぎると、上記Ｃと同様
フェライト相の硬質化を招き、ひずみ速度上昇による変
形抵抗増加を阻害するほか、成形性を劣化させるので、
２．５重量％を上限とする。
強度調整に有効である。またオーステナイト安定化元素
であり、マルテンサイトの生成を容易にすることや、高
速変形時の強度上昇を促進することから０．８重量％以
上添加する。しかし添加量が多すぎると、上記Ｃと同様
フェライト相の硬質化を招き、ひずみ速度上昇による変
形抵抗増加を阻害するほか、成形性を劣化させるので、
２．５重量％を上限とする。
【００２２】必要に応じて添加するＮｉ，Ｃｕ，Ｃｒ，
Ｍｏは、Ｍｎと同様、オーステナイト安定化元素であ
り、鋼の焼入れ性を高め、マルテンサイトの生成を容易
にし、強度調整のために有効である。溶接性や化成処理
性の観点から、Ｃ，Ｓｉ，Ａｌ，Ｍｎ量に制限のある場
合に用いることができるが、合計添加量が０．５重量％
未満ではその効果が十分でなく、低Ｃ，低Ｓｉの場合に
は得られるマルテンサイト量が３％未満になるか、ＹＳ
(0)/ＴＳ(5) が０．７を超え、高い衝撃吸収能が得られ
ない。
Ｍｏは、Ｍｎと同様、オーステナイト安定化元素であ
り、鋼の焼入れ性を高め、マルテンサイトの生成を容易
にし、強度調整のために有効である。溶接性や化成処理
性の観点から、Ｃ，Ｓｉ，Ａｌ，Ｍｎ量に制限のある場
合に用いることができるが、合計添加量が０．５重量％
未満ではその効果が十分でなく、低Ｃ，低Ｓｉの場合に
は得られるマルテンサイト量が３％未満になるか、ＹＳ
(0)/ＴＳ(5) が０．７を超え、高い衝撃吸収能が得られ
ない。
【００２３】一方、これら元素の添加量が合計で３．５
重量％を超えると、母相であるフェライト相の硬質化を
招き、ひずみ速度上昇による変形抵抗増加を阻害する。
また母相が硬化するほか、鋼材コストの上昇を招く。し
たがって、必要に応じて添加するＮｉ，Ｃｕ，Ｃｒ，Ｍ
ｏの添加量を０．５重量％以上３．５重量％以下とし
た。
重量％を超えると、母相であるフェライト相の硬質化を
招き、ひずみ速度上昇による変形抵抗増加を阻害する。
また母相が硬化するほか、鋼材コストの上昇を招く。し
たがって、必要に応じて添加するＮｉ，Ｃｕ，Ｃｒ，Ｍ
ｏの添加量を０．５重量％以上３．５重量％以下とし
た。
【００２４】また必要に応じて添加するＮｂ，Ｔｉ，Ｖ
は、炭化物、窒化物もしくは炭窒化物を形成し、鋼材の
高強度化に有効である。しかし０．２重量％を超えて添
加すると、母相であるフェライト相中または粒界に多量
の炭化物、窒化物もしくは炭窒化物として析出し、高速
変形時に可動転位の放出源となり、ひずみ速度上昇によ
る変形抵抗増加を阻害する。また母相の変形抵抗が必要
以上に増し、さらに不必要にＣを浪費する。そのうえコ
ストの上昇を招く。したがって、必要に応じて添加する
Ｎｂ，Ｔｉ，Ｖは０．２重量％を上限とした。
は、炭化物、窒化物もしくは炭窒化物を形成し、鋼材の
高強度化に有効である。しかし０．２重量％を超えて添
加すると、母相であるフェライト相中または粒界に多量
の炭化物、窒化物もしくは炭窒化物として析出し、高速
変形時に可動転位の放出源となり、ひずみ速度上昇によ
る変形抵抗増加を阻害する。また母相の変形抵抗が必要
以上に増し、さらに不必要にＣを浪費する。そのうえコ
ストの上昇を招く。したがって、必要に応じて添加する
Ｎｂ，Ｔｉ，Ｖは０．２重量％を上限とした。
【００２５】さらに必要に応じて添加するＰは、鋼材の
高強度化に効果的で安価な元素である。しかし、０．２
重量％を超えて添加された場合、鋼材のコスト上昇を招
くのみならず、フェライト相の変形抵抗が必要以上に増
す。また耐置割れ性の劣化が顕著になる。したがって
０．２重量％を上限とした。
高強度化に効果的で安価な元素である。しかし、０．２
重量％を超えて添加された場合、鋼材のコスト上昇を招
くのみならず、フェライト相の変形抵抗が必要以上に増
す。また耐置割れ性の劣化が顕著になる。したがって
０．２重量％を上限とした。
【００２６】つぎに本発明者らの実験検討の結果、実部
材の成形加工に相当する予変形の量は、部材中の部位に
よっては２０％以上になる場合もあるが、相当ひずみに
して０％超〜１０％以下の部位が大半であり、またその
領域での挙動を見ることによってそれ以外の領域の予測
が可能であることを見出した。したがって本発明におい
て、相当ひずみにして０％超〜１０％以下の予変形を付
与することとした。
材の成形加工に相当する予変形の量は、部材中の部位に
よっては２０％以上になる場合もあるが、相当ひずみに
して０％超〜１０％以下の部位が大半であり、またその
領域での挙動を見ることによってそれ以外の領域の予測
が可能であることを見出した。したがって本発明におい
て、相当ひずみにして０％超〜１０％以下の予変形を付
与することとした。
【００２７】図１は、後述の実施例における表１の各鋼
種について、衝突時における成形部材の吸収エネルギＥ
abと素材強度Ｓの関係を示したものである。素材強度Ｓ
は、通常の引張り試験による引張り強さである。部材吸
収エネルギＥabは、図２に示すような成形部材の長さ方
向（矢印の方向）に、質量４００kgの重錘を速度１５m/
s で衝突させ、そのときの潰れ量１００mmまでの吸収エ
ネルギである。なお図２の成形部材は、厚さ２．０mmの
鋼板を成形したハット型部１に、同厚さ同鋼種の鋼板２
をスポット溶接により接合したものであり、ハット型部
１のコーナー半径は２mmである。３はスポット溶接部で
ある。
種について、衝突時における成形部材の吸収エネルギＥ
abと素材強度Ｓの関係を示したものである。素材強度Ｓ
は、通常の引張り試験による引張り強さである。部材吸
収エネルギＥabは、図２に示すような成形部材の長さ方
向（矢印の方向）に、質量４００kgの重錘を速度１５m/
s で衝突させ、そのときの潰れ量１００mmまでの吸収エ
ネルギである。なお図２の成形部材は、厚さ２．０mmの
鋼板を成形したハット型部１に、同厚さ同鋼種の鋼板２
をスポット溶接により接合したものであり、ハット型部
１のコーナー半径は２mmである。３はスポット溶接部で
ある。
【００２８】図１から、部材吸収エネルギＥabは、素材
強度Ｓの高いものほど高くなる傾向がみられるが、ばら
つきの大きいことがわかる。そこで図１に示す各素材に
ついて、相当ひずみにして０％超〜１０％以下の予変形
を加えたのち、５×１０-4〜５×１０-3(s-1) のひずみ
速度で変形したときの準静的変形強度σs と、５×１０
2 〜５×１０3 (s-1) のひずみ速度で変形したときの動
的変形強度σd を測定した。
強度Ｓの高いものほど高くなる傾向がみられるが、ばら
つきの大きいことがわかる。そこで図１に示す各素材に
ついて、相当ひずみにして０％超〜１０％以下の予変形
を加えたのち、５×１０-4〜５×１０-3(s-1) のひずみ
速度で変形したときの準静的変形強度σs と、５×１０
2 〜５×１０3 (s-1) のひずみ速度で変形したときの動
的変形強度σd を測定した。
【００２９】その結果、（σd −σs ）によって層別す
ることができた。図１の各プロットの記号で、○印は、
０％超〜１０％以下の範囲のいずれかの予変形量で（σ
d −σs ）＜６０MPa となるもの、●印は、前記範囲の
すべての予変形量で６０MPa ≦（σd −σs ）であり、
かつ予変形量が５％のとき、６０MPa ≦（σd −σs ）
＜８０MPa であるもの、黒四角印は、前記範囲のすべて
の予変形量で６０MPa ≦（σd −σs ）であり、かつ予
変形量が５％のとき、８０MPa ≦（σd −σs ）＜１０
０MPa であるもの、黒三角印は、前記範囲のすべての予
変形量で６０MPa ≦（σd −σs ）であり、かつ予変形
量が５％のとき、１００MPa ≦（σd −σs ）であるも
の、である。
ることができた。図１の各プロットの記号で、○印は、
０％超〜１０％以下の範囲のいずれかの予変形量で（σ
d −σs ）＜６０MPa となるもの、●印は、前記範囲の
すべての予変形量で６０MPa ≦（σd −σs ）であり、
かつ予変形量が５％のとき、６０MPa ≦（σd −σs ）
＜８０MPa であるもの、黒四角印は、前記範囲のすべて
の予変形量で６０MPa ≦（σd −σs ）であり、かつ予
変形量が５％のとき、８０MPa ≦（σd −σs ）＜１０
０MPa であるもの、黒三角印は、前記範囲のすべての予
変形量で６０MPa ≦（σd −σs ）であり、かつ予変形
量が５％のとき、１００MPa ≦（σd −σs ）であるも
の、である。
【００３０】そして、０％超〜１０％以下の範囲のすべ
ての予変形量において６０MPa ≦（σd −σs ）である
ものは、衝突時の部材吸収エネルギＥabが、素材強度Ｓ
から予測される値以上であり、衝突時の衝撃吸収用部材
として優れた動的変形特性を有する鋼板であった。前記
予測される値は、図１の曲線で示す値であり、 Ｅab＝０．０６２Ｓ0.8 （３） で示される。したがって本発明の第１発明は、（σd −
σs ）を６０MPa 以上とした。
ての予変形量において６０MPa ≦（σd −σs ）である
ものは、衝突時の部材吸収エネルギＥabが、素材強度Ｓ
から予測される値以上であり、衝突時の衝撃吸収用部材
として優れた動的変形特性を有する鋼板であった。前記
予測される値は、図１の曲線で示す値であり、 Ｅab＝０．０６２Ｓ0.8 （３） で示される。したがって本発明の第１発明は、（σd −
σs ）を６０MPa 以上とした。
【００３１】また、通常、動的変形強度は静的変形強度
の累乗の形で表されることが知られており、静的変形強
度が高くなるにつれて、動的変形強度と静的変形強度の
差は小さくなる。しかし、材料の高強度化による軽量化
を考えた場合、動的変形強度と静的変形強度の差が小さ
くなると材料置換による衝撃吸収能の向上が大きくは期
待できず、軽量化の達成が困難となる。この点に関して
研究の結果、（σd −σs ）が上記（１）式の範囲であ
れば、材料置換による軽量化が達成できることがわか
り、第２発明は上記（１）式を満足する範囲とした。
の累乗の形で表されることが知られており、静的変形強
度が高くなるにつれて、動的変形強度と静的変形強度の
差は小さくなる。しかし、材料の高強度化による軽量化
を考えた場合、動的変形強度と静的変形強度の差が小さ
くなると材料置換による衝撃吸収能の向上が大きくは期
待できず、軽量化の達成が困難となる。この点に関して
研究の結果、（σd −σs ）が上記（１）式の範囲であ
れば、材料置換による軽量化が達成できることがわか
り、第２発明は上記（１）式を満足する範囲とした。
【００３２】以下に、衝突時の衝撃吸収能が高められる
機構について考察する。ＤＰ型鋼板の衝撃吸収能を高め
るには、主相であるフェライトがＳｉやＭｎ等により固
溶強化されていること、および衝突変形前のフェライト
相中の転位密度が高く、かつその転位がＣやＮ等の固溶
元素により固着されていることの両要件が重要である。
機構について考察する。ＤＰ型鋼板の衝撃吸収能を高め
るには、主相であるフェライトがＳｉやＭｎ等により固
溶強化されていること、および衝突変形前のフェライト
相中の転位密度が高く、かつその転位がＣやＮ等の固溶
元素により固着されていることの両要件が重要である。
【００３３】固溶強化は、固溶元素との相互作用により
転位の易動度が低下し、転位同士が絡み合うことで新た
な可動転位の増加を抑制するものであり、動的変形強度
の増大に寄与する。しかし、固溶強化のみでは到達でき
る動的変形強度に限界がある。また予変形により転位密
度を高めただけでは材料の延性が低下し、成形性の劣化
を来す。したがって上記両要件をともに備えることが重
要である。
転位の易動度が低下し、転位同士が絡み合うことで新た
な可動転位の増加を抑制するものであり、動的変形強度
の増大に寄与する。しかし、固溶強化のみでは到達でき
る動的変形強度に限界がある。また予変形により転位密
度を高めただけでは材料の延性が低下し、成形性の劣化
を来す。したがって上記両要件をともに備えることが重
要である。
【００３４】そして衝撃吸収用部材には、衝突変形以前
に部材成形などの予変形が加えられている。この予変形
によって、静的な変形抵抗が上昇するほか、動的な変形
抵抗も上昇することが必要である。動的変形抵抗が上昇
しないと、従来材に比べた大きな衝撃吸収能の向上が見
込めないからである。前記ＹＳ(0)/ＴＳ(5) が０．７以
下であることは、上記両要件をともに備え、予変形によ
る動的変形抵抗の上昇を実現する。
に部材成形などの予変形が加えられている。この予変形
によって、静的な変形抵抗が上昇するほか、動的な変形
抵抗も上昇することが必要である。動的変形抵抗が上昇
しないと、従来材に比べた大きな衝撃吸収能の向上が見
込めないからである。前記ＹＳ(0)/ＴＳ(5) が０．７以
下であることは、上記両要件をともに備え、予変形によ
る動的変形抵抗の上昇を実現する。
【００３５】つぎに衝撃吸収用部材は、部材成形後、通
常は焼付け塗装が行われるので、この処理を想定した処
理、たとえば１７０℃で２０分加熱するＢＨ処理を行っ
たものについての評価も必要となる。なお上記第１発明
および第２発明は、ＢＨ処理の有無にかかわらず成立す
るものである。
常は焼付け塗装が行われるので、この処理を想定した処
理、たとえば１７０℃で２０分加熱するＢＨ処理を行っ
たものについての評価も必要となる。なお上記第１発明
および第２発明は、ＢＨ処理の有無にかかわらず成立す
るものである。
【００３６】特にＢＨ処理を行うものについては、上記
第１および第２発明と同成分および同相からなり、降伏
強度ＹＳ(0) と、相当ひずみにして５％の予変形を加え
上記ＢＨ処理を行った後の引張り試験における最大強度
ＴＳ'(5)との比ＹＳ(0)/ＴＳ'(5)が０．７以下であり、
かつ相当ひずみにて０％超〜１０％以下の成形加工によ
る予変形を加えたのち、５×１０-4〜５×１０-3(s-1)
のひずみ速度で変形したときの準静的変形強度σs と、
前記０％超〜１０％以下の予変形を加えたのち、５×１
０2 〜５×１０3 (s-1) のひずみ速度で変形したときの
動的変形強度σd との差（σd −σs ）が６０MPa 以上
であるものを第３発明とし、上記（１）式を満足するも
のを第４発明とした。ここでＹＳ(0)/ＴＳ'(5)を０．７
以下とする理由は後述のとおりであり、上記ＹＳ(0)/Ｔ
Ｓ(5) が０．７以下であることと同様、予変形による動
的変形抵抗の上昇を実現する。
第１および第２発明と同成分および同相からなり、降伏
強度ＹＳ(0) と、相当ひずみにして５％の予変形を加え
上記ＢＨ処理を行った後の引張り試験における最大強度
ＴＳ'(5)との比ＹＳ(0)/ＴＳ'(5)が０．７以下であり、
かつ相当ひずみにて０％超〜１０％以下の成形加工によ
る予変形を加えたのち、５×１０-4〜５×１０-3(s-1)
のひずみ速度で変形したときの準静的変形強度σs と、
前記０％超〜１０％以下の予変形を加えたのち、５×１
０2 〜５×１０3 (s-1) のひずみ速度で変形したときの
動的変形強度σd との差（σd −σs ）が６０MPa 以上
であるものを第３発明とし、上記（１）式を満足するも
のを第４発明とした。ここでＹＳ(0)/ＴＳ'(5)を０．７
以下とする理由は後述のとおりであり、上記ＹＳ(0)/Ｔ
Ｓ(5) が０．７以下であることと同様、予変形による動
的変形抵抗の上昇を実現する。
【００３７】また、予変形は部材成形のための成形加工
であってもよく、また該成形加工以前の鋼板素材に与え
られる調質圧延やテンションレベラによる加工であって
もよい。この場合、調質圧延とテンションレベラの一方
または双方とすることができる。すなわち、調質圧延、
テンションレベラ、調質圧延およびテンションレベラの
いずれであってもよい。さらに調質圧延やテンションレ
ベラにより加工された鋼板素材に成形加工を加えてもよ
い。
であってもよく、また該成形加工以前の鋼板素材に与え
られる調質圧延やテンションレベラによる加工であって
もよい。この場合、調質圧延とテンションレベラの一方
または双方とすることができる。すなわち、調質圧延、
テンションレベラ、調質圧延およびテンションレベラの
いずれであってもよい。さらに調質圧延やテンションレ
ベラにより加工された鋼板素材に成形加工を加えてもよ
い。
【００３８】第３発明および第４発明は予変形を成形加
工としたものであるが、鋼板素材に上記のような加工が
施されていてもよい。また第５発明および第６発明は、
予変形を調質圧延とテンションレベラの一方または双方
で行うものであるが、さらに部材成形のための成形加工
が加えられてもよい。
工としたものであるが、鋼板素材に上記のような加工が
施されていてもよい。また第５発明および第６発明は、
予変形を調質圧延とテンションレベラの一方または双方
で行うものであるが、さらに部材成形のための成形加工
が加えられてもよい。
【００３９】特に大幅な軽量化を図るために薄手の鋼板
を素材とするような場合は、部材成形前に十分な動的強
度を有していることが重要である。上記第３発明および
第４発明では、主としてプレス成形による予変形を念頭
においたものであるが、プレス成形以外の成形、例えば
ロール成形による曲げ加工で部材が成形されるときは、
曲げ加工を受けない部位はすでに十分な動的強度を有
し、曲げ部位は成形によって動的強度がより向上するか
らである。
を素材とするような場合は、部材成形前に十分な動的強
度を有していることが重要である。上記第３発明および
第４発明では、主としてプレス成形による予変形を念頭
においたものであるが、プレス成形以外の成形、例えば
ロール成形による曲げ加工で部材が成形されるときは、
曲げ加工を受けない部位はすでに十分な動的強度を有
し、曲げ部位は成形によって動的強度がより向上するか
らである。
【００４０】この場合、上記各発明と同成分および同相
からなり、降伏強度ＹＳ(0) と、相当ひずみにして５％
の予変形を加えＢＨ処理を行った後の引張り試験におけ
る最大強度ＴＳ'(5)との比ＹＳ(0)/ＴＳ'(5)が０．７以
下であり、かつ調質圧延とテンションレベラの一方また
は双方による予変形を、塑性変形量Ｔを上記（２）式に
従って加えたのち、５×１０-4〜５×１０-3(s-1) のひ
ずみ速度で変形したときの準静的変形強度σs と、前記
（２）式による予変形を加えたのち５×１０2〜５×１
０3 (s-1) のひずみ速度で変形したときの動的変形強度
σd との差（σd −σs ）が６０MPa 以上であるものを
第５発明とし、上記（１）式を満足するものを第６発明
とした。
からなり、降伏強度ＹＳ(0) と、相当ひずみにして５％
の予変形を加えＢＨ処理を行った後の引張り試験におけ
る最大強度ＴＳ'(5)との比ＹＳ(0)/ＴＳ'(5)が０．７以
下であり、かつ調質圧延とテンションレベラの一方また
は双方による予変形を、塑性変形量Ｔを上記（２）式に
従って加えたのち、５×１０-4〜５×１０-3(s-1) のひ
ずみ速度で変形したときの準静的変形強度σs と、前記
（２）式による予変形を加えたのち５×１０2〜５×１
０3 (s-1) のひずみ速度で変形したときの動的変形強度
σd との差（σd −σs ）が６０MPa 以上であるものを
第５発明とし、上記（１）式を満足するものを第６発明
とした。
【００４１】第５発明および第６発明において与えるべ
き塑性変形量Ｔは、初期転位密度により異なり、初期転
位密度が大であればＴは小さくてよい。また固溶元素が
少ない場合には、導入された転位を固着できず、高い動
的変形特性を確保できない。そこでＹＳ(0)/ＴＳ'(5)に
応じて塑性変形量Ｔを規定することとした。ＹＳ(0)/Ｔ
Ｓ'(5)は、初期転位密度と５％の変形により導入された
転位密度の和、および固溶元素量を示す指標となり、Ｙ
Ｓ(0)/ＴＳ'(5)が小さいほど初期転位密度が高く、固溶
元素が多いといえる。
き塑性変形量Ｔは、初期転位密度により異なり、初期転
位密度が大であればＴは小さくてよい。また固溶元素が
少ない場合には、導入された転位を固着できず、高い動
的変形特性を確保できない。そこでＹＳ(0)/ＴＳ'(5)に
応じて塑性変形量Ｔを規定することとした。ＹＳ(0)/Ｔ
Ｓ'(5)は、初期転位密度と５％の変形により導入された
転位密度の和、および固溶元素量を示す指標となり、Ｙ
Ｓ(0)/ＴＳ'(5)が小さいほど初期転位密度が高く、固溶
元素が多いといえる。
【００４２】したがってＹＳ(0)/ＴＳ'(5)を０．７以下
とし、また Ｔ≧２．５｛ＹＳ(0)/ＴＳ'(5)−０．５｝＋０．５ とした。そしてＴの上限は衝撃吸収能の点からの制限は
ないが、曲げ性などの成形性の観点から ２．５｛ＹＳ(0)/ＴＳ'(5)−０．５｝＋１５≧Ｔ とした。
とし、また Ｔ≧２．５｛ＹＳ(0)/ＴＳ'(5)−０．５｝＋０．５ とした。そしてＴの上限は衝撃吸収能の点からの制限は
ないが、曲げ性などの成形性の観点から ２．５｛ＹＳ(0)/ＴＳ'(5)−０．５｝＋１５≧Ｔ とした。
【００４３】なお調質圧延とテンションレベラの一方ま
たは双方により塑性変形量Ｔが与えられた鋼板素材に対
して、さらに部材成形用の成形加工を加えてもよく、そ
の場合の上記塑性変形量Ｔは、上限を２．５｛ＹＳ(0)/
ＴＳ'(5)−０．５｝＋５とするのが望ましい。
たは双方により塑性変形量Ｔが与えられた鋼板素材に対
して、さらに部材成形用の成形加工を加えてもよく、そ
の場合の上記塑性変形量Ｔは、上限を２．５｛ＹＳ(0)/
ＴＳ'(5)−０．５｝＋５とするのが望ましい。
【００４４】このような第５発明および第６発明によ
り、動的変形強度が７００MPa 以上でかつ静動比が１．
２以上の鋼板が安定的に提供され、軟鋼板からの大幅な
軽量化が可能となる。ここで静動比は、上記塑性変形量
Ｔを与えた後の動的強度と与える前の静的強度の比であ
り、調質圧延の場合は（調質圧延後の動的強度）／（調
質圧延前の静的強度）である。
り、動的変形強度が７００MPa 以上でかつ静動比が１．
２以上の鋼板が安定的に提供され、軟鋼板からの大幅な
軽量化が可能となる。ここで静動比は、上記塑性変形量
Ｔを与えた後の動的強度と与える前の静的強度の比であ
り、調質圧延の場合は（調質圧延後の動的強度）／（調
質圧延前の静的強度）である。
【００４５】
［実施例１］：表１に示す１５種類の鋼板について、予
変形後、塗装焼付けを想定して１７０℃２０分の処理
（ＢＨ処理）を行った場合および行わなかった場合につ
いて、σd およびσs を測定した。σd およびσs の測
定は、鋼板の圧延方向と平行な方向を軸とする引張試験
により行った。また上記と同様にして、図２に示す成形
部材を製作し、ＢＨ処理を行った場合および行わなかっ
た場合について、部材吸収エネルギを測定した。予変形
は鋼板の圧延方向と直角方向に単軸引張りにて行い、相
当ひずみ量が表２中の値となるように付加した。
変形後、塗装焼付けを想定して１７０℃２０分の処理
（ＢＨ処理）を行った場合および行わなかった場合につ
いて、σd およびσs を測定した。σd およびσs の測
定は、鋼板の圧延方向と平行な方向を軸とする引張試験
により行った。また上記と同様にして、図２に示す成形
部材を製作し、ＢＨ処理を行った場合および行わなかっ
た場合について、部材吸収エネルギを測定した。予変形
は鋼板の圧延方向と直角方向に単軸引張りにて行い、相
当ひずみ量が表２中の値となるように付加した。
【００４６】結果を表２に示す。No．１のＡ鋼は、本発
明範囲から成分およびマルテンサイト量がはずれた比較
例、No．６のＣ鋼はマルテンサイト量がはずれた比較
例、No．９のＥ鋼はＹＳ(0)/ＴＳ(5) がはずれた比較
例、No．１９のＯ鋼はマルテンサイト量およびＹＳ(0)/
ＴＳ(5) がはずれた比較例であり、いずれも（σd −σ
s）が６０MPa 未満であり、また（１）式を満足しな
い。そして部材吸収エネルギが素材強度から予測される
値未満であった。それに対して、いずれの予変形量にお
いても（σd −σs ）が６０MPa 以上である本発明例、
および（σd −σs ）が（１）式を満足する本発明例
は、部材吸収エネルギが素材強度から予測される値以上
の優れた衝撃吸収能を示した。
明範囲から成分およびマルテンサイト量がはずれた比較
例、No．６のＣ鋼はマルテンサイト量がはずれた比較
例、No．９のＥ鋼はＹＳ(0)/ＴＳ(5) がはずれた比較
例、No．１９のＯ鋼はマルテンサイト量およびＹＳ(0)/
ＴＳ(5) がはずれた比較例であり、いずれも（σd −σ
s）が６０MPa 未満であり、また（１）式を満足しな
い。そして部材吸収エネルギが素材強度から予測される
値未満であった。それに対して、いずれの予変形量にお
いても（σd −σs ）が６０MPa 以上である本発明例、
および（σd −σs ）が（１）式を満足する本発明例
は、部材吸収エネルギが素材強度から予測される値以上
の優れた衝撃吸収能を示した。
【００４７】［実施例２］：実部材は種々の変形様式に
より成形されるため、表２のNo．２の本発明例につい
て、予変形を３種類の変形様式により行った。予変形量
はいずれも５％とし、変形様式は、鋼板の圧延方向と直
角方向（Ｃ方向）および平行方向（Ｌ方向）に単軸引張
りで行った場合、平面ひずみで行った場合、および等二
軸引張りで行った場合とした。
より成形されるため、表２のNo．２の本発明例につい
て、予変形を３種類の変形様式により行った。予変形量
はいずれも５％とし、変形様式は、鋼板の圧延方向と直
角方向（Ｃ方向）および平行方向（Ｌ方向）に単軸引張
りで行った場合、平面ひずみで行った場合、および等二
軸引張りで行った場合とした。
【００４８】予変形後はＢＨ処理を行い、ついで鋼板の
圧延方向と平行な方向を軸とする引張試験によりσd お
よびσs を測定した。結果は表３に示すとおり、（σd
−σs ）が６０MPa 以上で、かつ（１）式を満足する範
囲であり、部材吸収エネルギが素材強度から予測される
値以上の優れた衝撃吸収能を示した。
圧延方向と平行な方向を軸とする引張試験によりσd お
よびσs を測定した。結果は表３に示すとおり、（σd
−σs ）が６０MPa 以上で、かつ（１）式を満足する範
囲であり、部材吸収エネルギが素材強度から予測される
値以上の優れた衝撃吸収能を示した。
【００４９】
【表１】
【００５０】
【表２】
【００５１】
【表３】
【００５２】
【表４】
【００５３】
【表５】
【００５４】［実施例３］：本発明例として、表２のN
o．２と同じ鋼、素材強度およびマルテンサイト量を有
し、ＹＳ(0)/ＴＳ'(5)が０．６３であるものについて、
調質圧延の塑性変形量Ｔを変化させて動的強度を測定し
た。また比較例として、表２のNo．９と同じ鋼、素材強
度およびマルテンサイト量を有し、ＹＳ(0)/ＴＳ'(5)が
０．７２であるものについて、調質圧延の塑性変形量Ｔ
を変化させて動的強度を測定した。
o．２と同じ鋼、素材強度およびマルテンサイト量を有
し、ＹＳ(0)/ＴＳ'(5)が０．６３であるものについて、
調質圧延の塑性変形量Ｔを変化させて動的強度を測定し
た。また比較例として、表２のNo．９と同じ鋼、素材強
度およびマルテンサイト量を有し、ＹＳ(0)/ＴＳ'(5)が
０．７２であるものについて、調質圧延の塑性変形量Ｔ
を変化させて動的強度を測定した。
【００５５】図３に、両者のＴ−［２．５｛ＹＳ(0)/Ｔ
Ｓ'(5)−０．５｝＋０．５］と静動比との関係を示す。
静動比は（調質圧延後の動的強度）／（調質圧延前の静
的強度）である。ＹＳ(0)/ＴＳ'(5)が０．７を超える比
較例は、静動比が低く調質圧延の塑性変形量Ｔを増大さ
せても高い静動比を示さない。これに対し、本発明例の
鋼ＢはＹＳ(0)/ＴＳ'(5)が０．６３であり、調質圧延に
よって高い静動比を示すようになる。そして（２）式を
満足する第５発明および第６発明の範囲で塑性変形量Ｔ
を与えたものは、静動比が１．２以上の優れた特性を示
す。
Ｓ'(5)−０．５｝＋０．５］と静動比との関係を示す。
静動比は（調質圧延後の動的強度）／（調質圧延前の静
的強度）である。ＹＳ(0)/ＴＳ'(5)が０．７を超える比
較例は、静動比が低く調質圧延の塑性変形量Ｔを増大さ
せても高い静動比を示さない。これに対し、本発明例の
鋼ＢはＹＳ(0)/ＴＳ'(5)が０．６３であり、調質圧延に
よって高い静動比を示すようになる。そして（２）式を
満足する第５発明および第６発明の範囲で塑性変形量Ｔ
を与えたものは、静動比が１．２以上の優れた特性を示
す。
【００５６】
【発明の効果】本発明により、自動車の軽量化と安全性
確保の要求にともに応えることのできる、衝突時の衝撃
吸収能の優れたＤＰ型高強度鋼板を、確実に提供するこ
とができる。
確保の要求にともに応えることのできる、衝突時の衝撃
吸収能の優れたＤＰ型高強度鋼板を、確実に提供するこ
とができる。
【図１】本発明における部材吸収エネルギと素材強度の
関係を示すグラフである。
関係を示すグラフである。
【図２】本発明における衝撃吸収エネルギ測定用の成形
部材を示す斜視図である。
部材を示す斜視図である。
【図３】本発明例および比較例の調質圧延による静動比
の変化を示すグラフである。
の変化を示すグラフである。
１…ハット型部 ２…鋼板 ３…スポット溶接部
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 佐久間 康治 千葉県君津市君津１番地 新日本製鐵株式 会社君津製鐵所内
Claims (8)
- 【請求項１】 重量％にて、Ｃを０．０２〜０．１５
％、Ｓｉを０．０１〜２．５％、Ｍｎを０．８〜２．５
％含み、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、フ
ェライトを主相とし、３〜３０体積％のマルテンサイト
相を含むその他の低温生成相からなり、降伏強度ＹＳ
(0) と、相当ひずみにして５％の予変形を加えた後の引
張り試験における最大強度ＴＳ(5) との比ＹＳ(0)/ＴＳ
(5) が０．７以下であり、かつ相当ひずみにて０％超〜
１０％以下の予変形を加えたのち、５×１０-4〜５×１
０-3(s-1) のひずみ速度で変形したときの準静的変形強
度σs と、前記０％超〜１０％以下の予変形を加えたの
ち、５×１０2 〜５×１０3(s-1) のひずみ速度で変形
したときの動的変形強度σd との差（σd −σs ）が６
０MPa 以上であることを特徴とする動的変形特性に優れ
たデュアルフェーズ型高強度鋼板。 - 【請求項２】 重量％にて、Ｃを０．０２〜０．１５
％、Ｓｉを０．０１〜２．５％、Ｍｎを０．８〜２．５
％含み、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、フ
ェライトを主相とし、３〜３０体積％のマルテンサイト
相を含むその他の低温生成相からなり、降伏強度ＹＳ
(0) と、相当ひずみにして５％の予変形を加えた後の引
張り試験における最大強度ＴＳ(5) との比ＹＳ(0)/ＴＳ
(5) が０．７以下であり、かつ相当ひずみにて０％超〜
１０％以下の予変形を加えたのち、５×１０-4〜５×１
０-3(s-1) のひずみ速度で変形したときの準静的変形強
度σs と、前記０％超〜１０％以下の予変形を加えたの
ち、５×１０2 〜５×１０3(s-1) のひずみ速度で変形
したときの動的変形強度σd との差（σd −σs ）が （σd −σs ）≧４．１×σs 0.8 −σs （１） を満足する範囲であることを特徴とする動的変形特性に
優れたデュアルフェーズ型高強度鋼板。 - 【請求項３】 重量％にて、Ｃを０．０２〜０．１５
％、Ｓｉを０．０１〜２．５％、Ｍｎを０．８〜２．５
％含み、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、フ
ェライトを主相とし、３〜３０体積％のマルテンサイト
相を含むその他の低温生成相からなり、降伏強度ＹＳ
(0) と、相当ひずみにして５％の予変形を加えＢＨ処理
を行った後の引張り試験における最大強度ＴＳ'(5)との
比ＹＳ(0)/ＴＳ'(5)が０．７以下であり、かつ相当ひず
みにて０％超〜１０％以下の成形加工による予変形を加
えたのち、５×１０-4〜５×１０-3(s-1) のひずみ速度
で変形したときの準静的変形強度σs と、前記０％超〜
１０％以下の予変形を加えたのち、５×１０2 〜５×１
０3 (s-1) のひずみ速度で変形したときの動的変形強度
σd との差（σd −σs ）が６０MPa 以上であることを
特徴とする動的変形特性に優れたデュアルフェーズ型高
強度鋼板。 - 【請求項４】 重量％にて、Ｃを０．０２〜０．１５
％、Ｓｉを０．０１〜２．５％、Ｍｎを０．８〜２．５
％含み、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、フ
ェライトを主相とし、３〜３０体積％のマルテンサイト
相を含むその他の低温生成相からなり、降伏強度ＹＳ
(0) と、相当ひずみにして５％の予変形を加えＢＨ処理
を行った後の引張り試験における最大強度ＴＳ'(5)との
比ＹＳ(0)/ＴＳ'(5)が０．７以下であり、かつ相当ひず
みにて０％超〜１０％以下の成形加工による予変形を加
えたのち、５×１０-4〜５×１０-3(s-1) のひずみ速度
で変形したときの準静的変形強度σs と、前記０％超〜
１０％以下の予変形を加えたのち、５×１０2 〜５×１
０3 (s-1) のひずみ速度で変形したときの動的変形強度
σd との差（σd −σs ）が （σd −σs ）≧４．１×σs 0.8 −σs （１） を満足する範囲であることを特徴とする動的変形特性に
優れたデュアルフェーズ型高強度鋼板。 - 【請求項５】 重量％にて、Ｃを０．０２〜０．１５
％、Ｓｉを０．０１〜２．５％、Ｍｎを０．８〜２．５
％含み、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、フ
ェライトを主相とし、３〜３０体積％のマルテンサイト
相を含むその他の低温生成相からなり、降伏強度ＹＳ
(0) と、相当ひずみにして５％の予変形を加えＢＨ処理
を行った後の引張り試験における最大強度ＴＳ'(5)との
比ＹＳ(0)/ＴＳ'(5)が０．７以下であり、かつ調質圧延
とテンションレベラの一方または双方による予変形を、
塑性変形量Ｔを ２．５｛ＹＳ(0)/ＴＳ'(5)−０．５｝＋１５≧Ｔ≧２．５｛ＹＳ(0)/ＴＳ'(5) −０．５｝＋０．５ （２） に従って加えたのち、５×１０-4〜５×１０-3(s-1) の
ひずみ速度で変形したときの準静的変形強度σs と、前
記（２）式による予変形を加えたのち５×１０2〜５×
１０3 (s-1) のひずみ速度で変形したときの動的変形強
度σd との差（σd −σs ）が６０MPa 以上であること
を特徴とする動的変形特性に優れたデュアルフェーズ型
高強度鋼板。 - 【請求項６】 重量％にて、Ｃを０．０２〜０．１５
％、Ｓｉを０．０１〜２．５％、Ｍｎを０．８〜２．５
％含み、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、フ
ェライトを主相とし、３〜３０体積％のマルテンサイト
相を含むその他の低温生成相からなり、降伏強度ＹＳ
(0) と、相当ひずみにして５％の予変形を加えＢＨ処理
を行った後の引張り試験における最大強度ＴＳ'(5)との
比ＹＳ(0)/ＴＳ'(5)が０．７以下であり、かつ調質圧延
とテンションレベラの一方または双方による予変形を、
塑性変形量Ｔを ２．５｛ＹＳ(0)/ＴＳ'(5)−０．５｝＋１５≧Ｔ≧２．５｛ＹＳ(0)/ＴＳ'(5) −０．５｝＋０．５ （２） に従って加えたのち、５×１０-4〜５×１０-3(s-1) の
ひずみ速度で変形したときの準静的変形強度σs と、前
記（２）式による予変形を加えたのち５×１０2〜５×
１０3 (s-1) のひずみ速度で変形したときの動的変形強
度σd との差（σd −σs ）が （σd −σs ）≧４．１×σs 0.8 −σs （１） を満足する範囲であることを特徴とする動的変形特性に
優れたデュアルフェーズ型高強度鋼板。 - 【請求項７】 重量％にて、Ｎｉ，Ｃｕ，ＣｒおよびＭ
ｏの少なくとも１種を合計で０．５〜３．５％含む請求
項１〜６記載の動的変形特性に優れたデュアルフェーズ
型高強度鋼板。 - 【請求項８】 重量％にて、Ｎｂ，Ｔｉ，ＶおよびＰの
少なくとも１種を合計で０．２％以下含む請求項１〜７
記載の動的変形特性に優れたデュアルフェーズ型高強度
鋼板。
Priority Applications (9)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP25893897A JP3839928B2 (ja) | 1997-07-15 | 1997-09-24 | 動的変形特性に優れたデュアルフェーズ型高強度鋼板 |
| PCT/JP1998/001101 WO1998041664A1 (fr) | 1997-03-17 | 1998-03-16 | Tole d'acier biphase a haute resistance ayant d'excellentes proprietes de deformation dynamique et son procede de preparation |
| EP98907247.5A EP0969112B2 (en) | 1997-03-17 | 1998-03-16 | A method of producing dual-phase high-strength steel sheets having high impact energy absorption properties |
| CN98803465A CN1080321C (zh) | 1997-03-17 | 1998-03-16 | 具有高冲击能量吸收性能的双相型高强钢板和生产该钢板的方法 |
| CA002283924A CA2283924C (en) | 1997-03-17 | 1998-03-16 | Dual-phase type high-strength steel sheets having high impact energy absorption properties and a method of producing the same |
| AU63118/98A AU717294B2 (en) | 1997-03-17 | 1998-03-16 | Dual-phase high-strength steel sheet having excellent dynamic deformation properties and process for preparing the same |
| TW087103834A TW426742B (en) | 1997-03-17 | 1998-03-16 | Dual-phase type high strength steel sheets having high impact energy absorption properties and a method of producing the same |
| EP10181225.3A EP2314729B2 (en) | 1997-03-17 | 1998-03-16 | Dual-phase type high-strength steel sheets having high impact energy absorption properties |
| KR1019997008474A KR100334949B1 (ko) | 1997-03-17 | 1998-03-16 | 동적변형 특성이 우수한 듀얼 페이즈형 고강도 강판 및 그 제조방법 |
Applications Claiming Priority (3)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP9-190299 | 1997-07-15 | ||
| JP19029997 | 1997-07-15 | ||
| JP25893897A JP3839928B2 (ja) | 1997-07-15 | 1997-09-24 | 動的変形特性に優れたデュアルフェーズ型高強度鋼板 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH1180878A true JPH1180878A (ja) | 1999-03-26 |
| JP3839928B2 JP3839928B2 (ja) | 2006-11-01 |
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Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP25893897A Expired - Fee Related JP3839928B2 (ja) | 1997-03-17 | 1997-09-24 | 動的変形特性に優れたデュアルフェーズ型高強度鋼板 |
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| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3839928B2 (ja) |
Cited By (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2000032831A1 (fr) * | 1998-11-30 | 2000-06-08 | Nippon Steel Corporation | Acier ferritique presentant une excellente dependance dans la vitesse de deformation, et automobile utilisant ledit acier ferritique |
| JP2003105444A (ja) * | 2001-09-28 | 2003-04-09 | Kawasaki Steel Corp | 薄鋼板の耐疲労特性改善方法 |
| KR20180031738A (ko) | 2015-08-31 | 2018-03-28 | 신닛테츠스미킨 카부시키카이샤 | 강판 |
| KR20180038030A (ko) | 2015-08-21 | 2018-04-13 | 신닛테츠스미킨 카부시키카이샤 | 강판 |
| WO2021149676A1 (ja) | 2020-01-22 | 2021-07-29 | 日本製鉄株式会社 | 鋼板およびその製造方法 |
-
1997
- 1997-09-24 JP JP25893897A patent/JP3839928B2/ja not_active Expired - Fee Related
Cited By (8)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2000032831A1 (fr) * | 1998-11-30 | 2000-06-08 | Nippon Steel Corporation | Acier ferritique presentant une excellente dependance dans la vitesse de deformation, et automobile utilisant ledit acier ferritique |
| US6432228B1 (en) | 1998-11-30 | 2002-08-13 | Nippon Steel Corporation | Ferritic steel sheet excellent at strain rate sensitivity of the flow stress, and automobile utilizing it |
| JP2003105444A (ja) * | 2001-09-28 | 2003-04-09 | Kawasaki Steel Corp | 薄鋼板の耐疲労特性改善方法 |
| KR20180038030A (ko) | 2015-08-21 | 2018-04-13 | 신닛테츠스미킨 카부시키카이샤 | 강판 |
| KR20180031738A (ko) | 2015-08-31 | 2018-03-28 | 신닛테츠스미킨 카부시키카이샤 | 강판 |
| US11519061B2 (en) | 2015-08-31 | 2022-12-06 | Nippon Steel Corporation | Steel sheet |
| WO2021149676A1 (ja) | 2020-01-22 | 2021-07-29 | 日本製鉄株式会社 | 鋼板およびその製造方法 |
| KR20220127894A (ko) | 2020-01-22 | 2022-09-20 | 닛폰세이테츠 가부시키가이샤 | 강판 및 그 제조 방법 |
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|---|---|
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