JPWO2020009171A1 - 熱間プレス成形品の製造方法、プレス成形品、ダイ金型、及び金型セット - Google Patents

Abstract

ダイ金型１１は、ダイ穴１１Ｄの外側の表面であって且つ熱間プレス成形される前のめっき鋼板１０（溶融亜鉛めっき層及び亜鉛ニッケルめっき層からなる群より選択される少なくとも一種のめっき層を有するめっき鋼板）と接触する鋼板接触面１１Ａのうち、ダイ肩部１１Ｂに隣接する全領域に、ダイ穴１１Ｄの外側から内側に向かう方向に測定したスキューネス（Ｒｓｋ）が−５．０以上１．２以下、かつ硬さＨｖ＿ＤｉｅがＨＶ１０００以上１５５０以下である硬質層１１Ｃを有する熱間プレス成形品の製造方法。

Description

本開示は、熱間プレス成形品の製造方法、プレス成形品、ダイ金型、及び金型セットに関する。

近年、環境保護と地球温暖化の防止のために、化学燃料の消費を抑制する要請が高まっている。この要請は、様々な製造業に対して影響を与えている。自動車についても例外ではなく、車体の軽量化などによる燃費の向上等が求められている。但し、自動車では車体の軽量化と安全性を両立する必要がある。

自動車の車体構造の多くは、鉄、特に鋼板により形成されている。この鋼板による構造材の強度を維持しつつ重量を低減することが、車体の軽量化に求められる。このような鋼板に対する要請は、自動車製造業のみならず、様々な製造業でも同様になされている。よって、鋼板の機械的強度を高めることにより、従来使用されていた鋼板より薄くしても構造材の機械的強度を維持又は高めることが可能になる。

一般的に高い機械的強度を有する材料は、曲げ加工等の成形加工において、形状凍結性が低下する傾向にある。すなわち、複雑な形状に加工する場合、加工そのものが困難となる。この成形性についての問題を解決する手段の一つとして、いわゆる「熱間プレス成形（ホットプレス法、高温プレス法、ダイクエンチ法）」が挙げられる。この熱間プレス成形では、成形対象である鋼板を一旦高温に加熱して、加熱により軟化した鋼板に対してプレス加工を行って成形した後に、冷却する。

この熱間プレス成形によれば、鋼板を一旦高温に加熱して軟化させるので、その鋼板を容易にプレス加工することができる。更に、成形後の冷却による焼入れ効果により、鋼板の機械的強度を高めることができる。従って、この熱間プレス成形により、良好な形状凍結性と高い機械的強度とを両立した成形品が得られる。

しかし、例えば鋼板を８００℃以上の高温に加熱することにより、鋼板の表面が酸化してスケール（酸化物）が発生する。耐食性を確保するため塗装やめっきする場合、スケールは邪魔になる。従って、熱間プレス成形を行った後に、このスケールを除去する工程（デスケーリング工程）が必要となる。すなわち生産性が悪い。

このようなスケール生成を避ける方法として、熱間プレス成形前の鋼板に被覆を施す方法が挙げられる。鋼板に対して犠牲防食作用のある亜鉛をめっきした亜鉛（Ｚｎ）系めっき鋼板が、その防食性能と鋼板生産技術の観点から、自動車鋼板等に広く使われている。しかし、熱間プレス成形における加熱温度（７００〜１０００℃）は、亜鉛の沸点よりも高く、熱間プレス成形のために加熱したとき、表面のめっき層が蒸発し、表面性状の著しい劣化の原因となる場合がある。

それに対して、特許文献１には、加工疵の発生を防止するために熱間潤滑性と共に、化成処理性及び耐食性を改善する目的で、酸化亜鉛皮膜（以下「ＺｎＯ皮膜」とも称する）等のウルツ鉱型化合物の皮膜をＡｌめっき鋼板の表面に形成する方法が開示されている。

一方で、特許文献２には、プレス成形時のＺｎＯ皮膜の密着性を高める目的で、水酸化Ｚｎ、リン酸Ｚｎ、及び有機酸Ｚｎからなる群より選択された１つ以上のＺｎ化合物の皮膜をＡｌめっき鋼板の表面に形成する方法が開示されている。特許文献２の方法では、Ｚｎ化合物の皮膜が形成されたＡｌめっき鋼板を熱間プレス成形するときの熱で、ＺｎＯの皮膜を生成し、密着性に優れたＺｎＯ皮膜を形成し、熱間潤滑性、皮膜密着性、スポット溶接性、及び塗装後耐食性を向上することができる。

なお、特許文献３には、表面に硬質皮膜を有する被覆金型であって、前記硬質皮膜は、膜厚が５μｍ以上の窒化物からなるＡ層と、ダイヤモンドライクカーボン皮膜からなるＢ層とを含み、前記Ｂ層は前記Ａ層よりも外表面側にあり、前記Ｂ層の表面が、算術平均粗さＲａ≦０．２μｍ、最大高さＲｚ≦２．０μｍ、スキューネスＲｓｋ＜０を満たす被覆金型が開示されている。

特許文献１：国際公開第２００９／１３１２３３号
特許文献２：日本国特開２０１４−１３９３５０号公報
特許文献３：国際公開第２０１６／１７１２７３号

ここで、特許文献１〜２のめっき鋼板は、何れも熱間潤滑性に優れ、加工疵の発生を抑制することができる。
ところで、一般に非めっき材やめっき鋼板を使用して熱間プレス成形したとき、プレス成形品の縦壁部及びフランジ部となる部分等、めっき鋼板が摺動する熱間プレス成形用金型の摺動面に摩耗が発生する。このため、熱間プレス成形の高面圧部においては金型の摺動面に生じる摩耗対応として、金型手入れが必要である。特許文献１〜２のめっき鋼板により金型摩耗が軽減されることが期待されたが、特許文献１〜２をもってしても他の非めっき材やめっき鋼板と同様に金型摩耗を解決できなかった。
また、特許文献３に記載されるように表面に被覆層を備えた塑性加工用金型を用いても、熱間プレス成形の高面圧部においては金型の摺動面に生じる摩耗を解決できなかった。

本開示の課題は、溶融亜鉛めっき層及び亜鉛ニッケルめっき層からなる群より選択される少なくとも一種のめっき層を有するめっき鋼板に熱間プレス成形するときの、ダイ金型の摺動面の摩耗の発生を抑制する熱間プレス成形品の製造方法を提供することである。
また、本開示の課題は、摺動面の摩耗の発生を抑制するダイ金型、ダイ金型とパンチ金型との金型セット、およびダイ金型と鋼板おさえ金型との金型セットを提供することである。
また、本開示の課題は、表面品位に優れ且つ遅れ破壊の発生を抑制するプレス成形品を提供することである。

本開示の要旨は、以下の通りである。
＜１＞
熱間プレス成形品の製造方法であって、
溶融亜鉛めっき層及び亜鉛ニッケルめっき層からなる群より選択される少なくとも一種のめっき層を有するめっき鋼板を、ダイ金型のダイ穴を塞いで前記ダイ金型上に配置すること、および
前記めっき鋼板に前記ダイ金型を用いて熱間プレス成形すること、
を有し、
前記ダイ金型は、前記ダイ穴の外側の表面であって且つ前記熱間プレス成形される前の前記めっき鋼板と接触する鋼板接触面のうち、ダイ肩部に隣接する全領域に、前記ダイ穴の外側から内側に向かう方向に測定したスキューネス（Ｒｓｋ）が−５．０以上１．２以下、かつ硬さＨｖ＿ＤｉｅがＨＶ１０００以上１５５０以下である硬質層を有する熱間プレス成形品の製造方法。
＜２＞
前記硬質層は、最表層として窒化層を有する層である＜１＞に記載の熱間プレス成形品の製造方法。
＜３＞
前記硬質層は、窒化層と、前記窒化層の表面にある硬質コーティング層と、を含む層である＜１＞又は＜２＞に記載の熱間プレス成形品の製造方法。
＜４＞
前記めっき鋼板が、前記めっき層の上に最表層として亜鉛化合物層または金属亜鉛層を有する＜１＞〜＜３＞のいずれか１項に記載の熱間プレス成形品の製造方法。

＜５＞
鋼板製のプレス成形品であって、
前記鋼板は、硬さＨｖ＿ＰａｒｔｓがＨＶ４００以上である鋼母材と、前記鋼母材上に溶融亜鉛めっき層及び亜鉛ニッケルめっき層からなる群より選択される少なくとも一種のめっき層と、前記めっき層上に最表層として酸化亜鉛層と、を有し、
前記プレス成形品は、天板部と、前記天板部に第１稜線部を介して接続する縦壁部と、前記縦壁部に第２稜線部を介して接続するフランジ部と、を有し、
前記第２稜線部において曲率半径が最小となる箇所での該曲率半径［Ｒ_ｍｉｎ］が３ｍｍ以上１０ｍｍ未満であり、
前記プレス成形品の長手方向に直交かつ前記天板部に平行な方向から前記プレス成形品を投影した前記フランジ部の曲率半径が最小となる箇所ＰＢ０_ｍｉｎを含む前記プレス成形品の横断面において、前記天板部における幅方向での中心箇所ＰＢ１_ｍｉｎでの平滑度［ＳａＢ１］と、前記縦壁部における高さ方向での中心箇所ＰＢ２_ｍｉｎでの平滑度［ＳａＢ２］と、の差［ＳａＢ１−ＳａＢ２］が０．３５μｍ以上であり、
前記天板部における前記箇所ＰＢ１_ｍｉｎでの表面性状のアスペクト比［ＳｔｒＢ１］と、前記縦壁部における前記箇所ＰＢ２_ｍｉｎでの表面性状のアスペクト比［ＳｔｒＢ２］と、の差［ＳｔｒＢ１−ＳｔｒＢ２］が０．５０以下であるプレス成形品。
＜６＞
前記酸化亜鉛層の平均厚さが０．３μｍ以上２．０μｍ以下である＜５＞に記載のプレス成形品。

＜７＞
溶融亜鉛めっき層及び亜鉛ニッケルめっき層からなる群より選択される少なくとも一種のめっき層を有するめっき鋼板の熱間プレス成形に用いられ、
ダイ穴の外側の表面且つダイ肩部に隣接するダイ肩隣接面のうち、前記ダイ肩部に隣接する全領域に、ダイ穴の外側から内側に向かう方向に測定したスキューネス（Ｒｓｋ）が−５．０以上１．２以下、かつ硬さＨｖ＿ＤｉｅがＨＶ１０００以上１５５０以下である硬質層を有するダイ金型。
＜８＞
前記硬質層は、最表層として窒化層を有する層である＜７＞に記載のダイ金型。
＜９＞
前記硬質層は、窒化層と、前記窒化層の表面にある硬質コーティング層と、を含む層である＜７＞又は＜８＞に記載のダイ金型。

＜１０＞
溶融亜鉛めっき層及び亜鉛ニッケルめっき層からなる群より選択される少なくとも一種のめっき層を有するめっき鋼板の熱間プレス成形に用いられ、
＜７＞〜＜９＞のいずれか１項に記載のダイ金型と、パンチ金型と、を備え、
前記パンチ金型は、前記ダイ金型の前記ダイ肩隣接面に対向する対向面のうち、前記ダイ金型が前記硬質層を有する箇所と対向する全領域に、パンチ部の外側から内側に向かう方向に測定したスキューネス（Ｒｓｋ）が−５．０以上１．２以下、かつ硬さＨｖ＿ＤｉｅがＨＶ１０００以上１５５０以下である第二硬質層を有する金型セット。
＜１１＞
前記第二硬質層は、最表層として第二窒化層を有する層である＜１０＞に記載の金型セット。
＜１２＞
前記第二硬質層は、第二窒化層と、前記第二窒化層の表面にある第二硬質コーティング層と、を含む層である＜１０＞又は＜１１＞に記載の金型セット。

＜１３＞
溶融亜鉛めっき層及び亜鉛ニッケルめっき層からなる群より選択される少なくとも一種のめっき層を有するめっき鋼板の熱間プレス成形に用いられ、
＜７＞〜＜９＞のいずれか１項に記載のダイ金型と、鋼板おさえ金型と、を備え、
前記鋼板おさえ金型は、前記ダイ金型の前記ダイ肩隣接面に対向する対向面のうち、前記ダイ金型が前記硬質層を有する箇所と対向する全領域に、パンチ挿通部の外側から内側に向かう方向に測定したスキューネス（Ｒｓｋ）が−５．０以上１．２以下、かつ硬さＨｖ＿ＤｉｅがＨＶ１０００以上１５５０以下である第二硬質層を有する金型セット。
＜１４＞
前記第二硬質層は、最表層として第二窒化層を有する層である＜１３＞に記載の金型セット。
＜１５＞
前記第二硬質層は、第二窒化層と、前記第二窒化層の表面にある第二硬質コーティング層と、を含む層である＜１３＞又は＜１４＞のいずれか１項に記載の金型セット。

本開示によれば、溶融亜鉛めっき層及び亜鉛ニッケルめっき層からなる群より選択される少なくとも一種のめっき層を有するめっき鋼板に熱間プレス成形するときの、ダイ金型の摺動面の摩耗の発生を抑制する熱間プレス成形品の製造方法を提供することができる。
また、本開示によれば、摺動面の摩耗の発生を抑制するダイ金型、ダイ金型とパンチ金型との金型セット、およびダイ金型と鋼板おさえ金型との金型セットを提供することができる。
また、本開示によれば、表面品位に優れ且つ遅れ破壊の発生を抑制するプレス成形品を提供することができる。

ダイ金型、ホルダー（鋼板おさえ金型）、及びパンチによって熱間プレス成形されるめっき鋼板の一例を示す模式図である。 図１に示す熱間プレス成形で得られるプレス成形品の一例を示す模式図（斜視図）である。 図１に示す熱間プレス成形で得られるプレス成形品の一例を示す模式図（側面図）である。 本実施形態に係る熱間プレス成形で得られるプレス成形品の他の一例を示す模式図である。 図３ＡのＡ−Ａ’断面図である。 本実施形態に係る熱間プレス成形で得られるプレス成形品の他の一例を示す模式図である。 図４ＡのＢ−Ｂ’断面図である。 本実施形態にかかる熱間プレス成形で得られるプレス成形品の他の一例を示す模式図である。 ダイ金型、及びパンチ金型によって熱間プレス成形されるめっき鋼板の一例を示す模式図である。 本実施形態に用いられるめっき鋼板の一例を示す概略断面図である。 熱間潤滑性の評価装置を示す概略構成図である。

次に、本開示について詳細に説明する。

以下に添付図面を参照しながら、本開示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場合がある。
本明細書において、「プレス成形品の長手方向」をｘ方向と定義する。ｘ方向は、天板部の長手方向の端部それぞれの重心を結んだ線に沿った方向である。
また、「プレス成形品の長手方向に直交かつ天板部に平行な方向」をｙ方向と定義する。ｙ方向は、プレス成形品を長手方向に直交するプレス成形品の横断面において、第１稜線部同士を結んだ線に沿った方向である。

＜熱間プレス成形品の製造方法＞
本開示の一実施形態に係る熱間プレス成形品の製造方法について説明する。
本実施形態に係る熱間プレス成形品の製造方法は、
溶融亜鉛めっき（以下単に「ＧＩめっき」とも称す）層及び亜鉛ニッケルめっき（以下単に「Ｚｎ−Ｎｉめっき」とも称す）層からなる群より選択される少なくとも一種のめっき層を有するめっき鋼板を、ダイ金型のダイ穴を塞いで前記ダイ金型上に配置すること、および
前記めっき鋼板に前記ダイ金型を用いて熱間プレス成形すること、
を有する熱間プレス成形品の製造方法である。
なお、本実施形態では、めっき鋼板がめっき層としてＧＩめっき層のみを有する態様であっても、Ｚｎ−Ｎｉめっき層のみを有する態様であってもよく、またＧＩめっき層及びＺｎ−Ｎｉめっき層の両方を有する態様であってもよい。
そして、前記ダイ金型は、ダイ穴の外側の表面であって且つ熱間プレス成形される前の前記特定めっき鋼板と接触する鋼板接触面のうち、ダイ肩部に隣接する全領域に、ダイ穴の外側から内側に向かう方向に測定したスキューネス（Ｒｓｋ）が−５．０以上１．２以下、かつ硬さＨｖ＿ＤｉｅがＨＶ１０００以上１５５０以下である硬質層を有する。
めっき鋼板をダイ金型のダイ穴を塞いでダイ金型上に配置するとき、めっき鋼板はダイ穴の全部を塞いでもよいし、一部を塞いでもよい。例えば、図５のカップ状のハット材を成形する場合、めっき鋼板はダイ穴の全部を塞いで配置する。また、図２の溝型のハット材を成形する場合、めっき鋼板はダイ穴の一部を塞いで配置する。すなわち、めっき鋼板の端部はダイ穴を横断して配置される。

本実施形態に係る熱間プレス成形品の製造方法は、上記構成により、熱間プレス成形の際に高面圧部で生じるダイ金型の摺動面での摩耗の発生を抑制する。そして、本実施形態に係る熱間プレス成形品の製造方法は、以下に示す知見により見出された。

従来の熱間プレス成形用の特定めっき鋼板（鋼板の両面にＧＩめっき層及びＺｎ−Ｎｉめっき層の少なくとも一方のめっき層が設けられためっき鋼板）を熱間プレス成形すると、ＧＩめっき層又はＺｎ−Ｎｉめっき層の亜鉛とダイ金型の素材（鉄）とが反応する焼き付きが生じる。この焼き付きにより生成する金属間化合物（亜鉛凝着物）がダイ金型の表面に多量に凝着することがあった。

ダイ金型への凝着物の凝着を抑制する目的で、特許文献１及び２では、鋼板の両面に設けためっき層の表面に各々ＺｎＯ皮膜を形成しためっき鋼板（以下「ＺｎＯ皮膜付きめっき鋼板」）が提案されている。
ＺｎＯ皮膜付きめっき鋼板は、めっき層の表面がＺｎＯ皮膜で覆われているため、熱間プレス成形したときでも、焼き付きによる凝着物のダイ金型の表面への凝着が抑えられる。その結果、ダイ金型の表面との摩擦係数が低減される。

しかし、ＺｎＯ皮膜があっても金型は摩耗する。ダイ穴の外側の表面であって熱間プレス成形の際に、めっき鋼板と摺動する表面のダイ肩部に隣接する領域には、高面圧がかかる。そのため、ＺｎＯ皮膜の有無にかかわらず特定めっき鋼板を使用した時、ダイ金型の摺動面に摩耗が発生する場合がある。

これに対し、本実施形態では、ダイ金型のダイ穴の外側の表面であって、且つ熱間プレス成形される前の特定めっき鋼板と接触する鋼板接触面のうち、ダイ肩部に隣接する全領域に硬質層を有する。そして、この硬質層の、ダイ穴の外側から内側に向かう方向に測定したスキューネス（Ｒｓｋ）が−５．０以上１．２以下である。
ここで、スキューネスＲｓｋとは、ＪＩＳ Ｂ ０６０１（２００１年）に定義され、平均線に対しての山部と谷部の対称性を表す指標である。このＲｓｋが正（０＜Ｒｓｋ）のときは、山部及び谷部が平均線よりも下側へ偏在している状態を示す。一方、このＲｓｋが負（Ｒｓｋ＜０）のときは、山部及び谷部が平均線よりも上側へ偏在している状態を示す。つまり、Ｒｓｋが負（Ｒｓｋ＜０）の場合、表面に突出する山部が少ない状態となっている。スキューネス（Ｒｓｋ）が上記範囲であるということは、ダイ穴の外側から内側に向かう方向において、硬質層の表面が突出する山部が少ない状態である。つまり熱間プレス成形の際にダイ金型に対して特定めっき鋼板が摺動する方向において、硬質層の表面が突出する山部が少ない状態となっている。これにより、めっき鋼板と摺動する表面のダイ肩部に隣接する領域つまり高面圧がかかる箇所においても、摩耗が抑制される。
また、上記硬質層は、硬さＨｖ＿ＤｉｅがＨＶ１０００以上１５５０以下である。最表面層である硬質層の硬さが上記範囲であることで、硬質である特定めっき鋼板との摺動によっても硬質層自体の摩耗が抑制され、ダイ金型の摩耗が抑制される。

以下、本実施形態に係る熱間プレス成形品の製造方法について詳述する。

本実施形態に係る熱間プレス成形品の製造方法は、めっき鋼板を加熱した後、ダイ金型によりプレスして、熱間プレス成形する熱間プレス成形品の製造方法である。そして、熱間プレス成形では、高温に加熱しためっき鋼板を、金型によりプレス成形する。その後、冷却することで、目的の形状のプレス成形品が得られる。
なお、熱間プレス成形は、めっき鋼板を、ダイ金型のダイ穴を塞いでダイ金型上に配置した後、実施する。

−熱間プレス成形−
プレス成形では、鋼板がダイ金型のダイ穴に引き込まれて成形される。ダイ穴の縁（ダイ肩部）がダイ穴の外側に向かって張り出して湾曲している場合、鋼板はダイ穴に引き込まれる際、縮みフランジ変形する。
絞り成形の場合、縮みフランジ変形では鋼板がダイ穴の縁（ダイ肩部）に近づくに従い厚みが増加する。鋼板の厚みが増加すると、鋼板に高い面圧が付与される。
曲げ成形の場合、縮みフランジ変形では鋼板がダイ穴の縁（ダイ肩部）に近づくに従い鋼板にしわが発生する。鋼板にしわが発生すると、ダイ穴の近傍でしわになった鋼板がダイ金型に接触し、接触した箇所が高面圧になる。
これらは熱間プレス成形でも同じである。本実施形態のダイ金型は高い面圧が生じる箇所に硬質層を備える。

図１にダイ金型、ホルダー（鋼板おさえ金型）、及びパンチによって熱間プレス成形されるめっき鋼板を示す。また、図２Ａ及び図２Ｂに図１のダイ金型によって成形される熱間プレス成形品を示す。なお、図１は図２Ａに示される熱間プレス成形品３０をダイ金型によって成形する際の、ｙ方向の断面に相当する断面図である。また、図２Ａ及び図２Ｂでは、熱間プレス成形品３０の長手方向をｘ方向とし、ｘ方向に直交する方向のうち縦壁部３３側から観察する方向をｙ方向とし、ｘ方向及びｙ方向に直交する方向であって天板部３１側から観察する方向をｚ方向とする。
図２Ａ及び図２Ｂに示す熱間プレス成形品３０は、２つの縦壁部３３と、２つの縦壁部３３を第１稜線部３２を介して結ぶ天板部３１と、２つの縦壁部３３に対しそれぞれ第２稜線部３４を介して天板部３１とは反対側で接続するフランジ部３５と、を有する。また、プレス成形品３０の長手方向に直交かつ天板部３１に平行な方向からプレス成形品３０を投影した場合（例えば、図２Ｂに示すようにｙ方向から観察した場合）、フランジ部３５のうち曲率半径が最小となる箇所ＰＢ０_ｍｉｎを有する形状である。即ち、フランジ部３５が長手方向（ｘ方向）において湾曲する箇所を有しており、フランジ部３５全体として曲率半径が一定でない形状である。また、フランジ部３５と同様に天板部３１も長手方向（ｘ方向）において湾曲する箇所を有している。

また、本実施形態に係るダイ金型によって成形される熱間プレス成形品は、図２Ａ及び図２Ｂに示す形状のものに限定されるものではない。例えば、図３Ａ及び図３Ｂに示すように、天板部及びフランジ部が平坦な形状の成形品であってもよい。なお、図３Ｂは図３ＡにおけるＡ−Ａ’断面図である。
図３Ａ及び図３Ｂでは、熱間プレス成形品４０の長手方向をｘ方向とし、ｘ方向に直交する方向のうち縦壁部４３側から観察する方向をｙ方向とし、ｘ方向及びｙ方向に直交する方向であって天板部４１側から観察する方向をｚ方向とする。
図３Ａ及び図３Ｂに示す熱間プレス成形品４０は、２つの縦壁部４３と、２つの縦壁部４３を第１稜線部４２を介して結ぶ天板部４１と、２つの縦壁部４３に対しそれぞれ第２稜線部４４を介して天板部４１とは反対側で接続するフランジ部４５と、を有する。なお、この熱間プレス成形品４０では、長手方向（ｘ方向）に直交する方向の断面（横断面、例えば図３Ｂに示す断面など）を観察した場合に、どこで切断した横断面を観察しても第２稜線部４４の曲率半径が同じ値となる形状である。また、どこで切断した横断面を観察しても左右対称の形状となっている。

さらに、本実施形態に係るダイ金型によって成形される熱間プレス成形品は、図３Ａ及び図３Ｂに示すように横断面における形状が左右対称のものに限定されず、例えば、図４Ａ及び図４Ｂに示すセンターピラーのように、横断面視において左右が異なる形状の成形品であってもよい。なお、図４Ｂは図４ＡにおけるＢ−Ｂ’断面図である。
図４Ａ及び図４Ｂでは、熱間プレス成形品５０の長手方向をｘ方向とし、ｘ方向に直交する方向のうち縦壁部５３ａ側から観察する方向をｙ方向とし、ｘ方向及びｙ方向に直交する方向であって天板部５１側から観察する方向をｚ方向とする。
図４Ａ及び図４Ｂに示す熱間プレス成形品５０は、２つの縦壁部５３ａ、５３ｂと、２つの縦壁部５３ａ、５３ｂをそれぞれ第１稜線部５２ａ、５２ｂを介して結ぶ天板部５１と、２つの縦壁部５３ａ、５３ｂに対しそれぞれ第２稜線部５４ａ、５４ｂを介して天板部５１とは反対側で接続するフランジ部５５ａ、５５ｂと、を有する。なお、この熱間プレス成形品５０では、長手方向（ｘ方向）に直交する方向の断面（横断面）を観察した場合に左右の形状が対称ではない箇所が存在する。例えば、図４Ｂに示す横断面では、平坦な天板部５１の両側に存在する２つの第１稜線部５２ａ、５２ｂのｚ方向高さが異なり、右側の第１稜線部５２ａの方が左側の第１稜線部５２ｂよりもｚ方向に盛り上がって高くなった形状である。また、図４Ｂに示す横断面では、２つのフランジ部５５ａ、５５ｂのｚ方向高さも異なり、右側のフランジ部５５ａの方が左側のフランジ部５５ｂよりも高い形状である。そして、この熱間プレス成形品５０では、横断面を観察した場合に切断する箇所によって第２稜線部５４ａ、５４ｂの曲率半径が異なる形状であり、図４Ｂに示す横断面での第２稜線部５４ａの曲率半径が最小となる形状である。

これらの熱間プレス成形品（例えば熱間プレス成形品３０）の成形では、図１に示すように、熱間プレス成形の際、パンチ１３をめっき鋼板１０に押付けてダイ穴１１Ｄに挿通させると、めっき鋼板１０はダイ穴１１Ｄ内に流入する。このとき、めっき鋼板１０がダイ穴１１Ｄに近づくに従い、縮みフランジ変形して熱間プレス成形品２０の板厚が厚くなる。図１において、ダイ金型（ダイス）１１は、ダイ穴１１Ｄの外側の表面であって且つ熱間プレス成形される前のめっき鋼板１０と接触する鋼板接触面１１Ａのうち、ダイ肩部１１Ｂに隣接する全領域に、硬質層１１Ｃを有する。
この硬質層１１Ｃが前記スキューネス（Ｒｓｋ）及び硬さＨｖ＿Ｄｉｅを満たすことで、特定めっき鋼板を熱間プレス成形する際に、高面圧部で生じるダイ金型１１の摺動面での摩耗の発生が抑制される。

また、ホルダー（鋼板おさえ金型）１２は、ダイ金型１１の鋼板接触面１１Ａに対向する対向面のうち、ダイ金型１１が硬質層１１Ｃを有する箇所と対向する全領域に、第二硬質層１２Ｃを有することが望ましい。
この第二硬質層１２Ｃが前記スキューネス（Ｒｓｋ）及び硬さＨｖ＿Ｄｉｅを満たすことで、特定めっき鋼板を熱間プレス成形する際に、高面圧部で生じるホルダー１２の摺動面での摩耗の発生が抑制される。

なお、ダイ金型１１の摩耗抑制の観点では、硬質層１１Ｃはダイ肩部１１Ｂに沿って全域にわたり形成されていることが好ましい。一方、コスト等の観点から形成する領域を低減する場合、特に高い面圧が生じる箇所を選択して硬質層１１Ｃを形成してもよい。
また、ホルダー１２の摩耗抑制の観点では、第二硬質層１２Ｃはダイ金型１１のダイ肩部１１Ｂに対向する箇所に沿って全域にわたり形成されていることが好ましい。一方、コスト等の観点から形成する領域を低減する場合、特に高い面圧が生じる箇所を選択して第二硬質層１２Ｃを形成してもよい。

なお、本実施形態では、成形する熱間プレス成形品の形状は図２Ａ及び図２Ｂ、図３Ａ及び図３Ｂ、図４Ａ及び図４Ｂ等に示される形状に限定されるものではない。例えば、図５に示すハット状の形状であるプレス成形品など、他の多様な形状のプレス成形品を製造することができる。
そして、そのプレス成形に用いるダイ金型として、ダイ穴の外側の表面であって且つ熱間プレス成形される前の特定めっき鋼板と接触する鋼板接触面のうち、ダイ肩部に隣接する全領域に、ダイ穴の外側から内側に向かう方向に測定したスキューネス（Ｒｓｋ）及び硬さＨｖ＿Ｄｉｅが前記範囲を満たす硬質層を有するダイ金型を適用することで、高面圧部で生じるダイ金型の摺動面での摩耗の発生が抑制される。

なお、本実施形態に係る熱間プレス成形品の製造方法において、熱間プレス成形では、例えば、必要に応じてブランキング（打ち抜き加工）した後、高温に加熱してめっき鋼板を軟化させる。そして、金型を用いて、軟化しためっき鋼板をプレスして成形し、その後、冷却する。このように、熱間プレス成形では、めっき鋼板を一旦軟化させることにより、後続するプレスを容易に行うことができる。また、熱間プレス成形されたプレス成形品は、加熱及び冷却により焼入れされ、約１５００ＭＰａ以上の高い引張強度の成形品となる。

熱間プレス成形のための加熱方法としては、通常の電気炉、ラジアントチューブ炉に加え、赤外線加熱、通電加熱、誘導加熱等による加熱方法を採用することが可能である。加熱は酸化雰囲気で行われる。

−ダイ金型−
次いで、本実施形態に係るダイ金型について詳述する。

本実施形態に係るダイ金型は、ＧＩめっき層及びＺｎ−Ｎｉめっき層の少なくとも一方のめっき層を有する特定めっき鋼板の熱間プレス成形に用いられる。例えば、ＧＩめっき層を最表層として有するＧＩめっき鋼板や、ＧＩめっき層の上にさらに最表層として亜鉛化合物層または金属亜鉛層を有するＧＩめっき鋼板に熱間プレス成形を行うためのダイ金型、Ｚｎ−Ｎｉめっき層を最表層として有するＺｎ−Ｎｉめっき鋼板や、Ｚｎ−Ｎｉめっき層の上にさらに最表層として亜鉛化合物層または金属亜鉛層を有するＺｎ−Ｎｉめっき鋼板に熱間プレス成形を行うためのダイ金型等として用いることができる。
そして、ダイ穴の外側の表面且つダイ肩部に隣接するダイ肩隣接面のうち、前記ダイ肩部に隣接する全領域に、ダイ穴の外側から内側に向かう方向に測定したスキューネス（Ｒｓｋ）が−５．０以上１．２以下−５．０以上、かつ硬さＨｖ＿ＤｉｅがＨＶ１０００以上１５５０以下である硬質層を有する。

なお、このダイ金型が本実施形態に係る熱間プレス成形品の製造方法に用いられる場合、ダイ穴の外側の表面であって且つ熱間プレス成形される前の特定めっき鋼板と接触する鋼板接触面のうち、ダイ肩部に隣接する全領域に、ダイ穴の外側から内側に向かう方向に測定したスキューネス（Ｒｓｋ）が−５．０以上１．２以下、かつ硬さＨｖ＿ＤｉｅがＨＶ１０００以上１５５０以下である硬質層を有する。

・スキューネスＲｓｋ
ダイ金型が備える硬質層の、ダイ穴の外側から内側に向かう方向に測定したスキューネス（Ｒｓｋ）が１．２以下であることで、熱間プレス成形の際に高面圧部で生じるダイ金型の摺動面での摩耗の発生が抑制される。また、特定めっき鋼板を熱間プレス成形すると、亜鉛凝着物が発生してダイ金型の表面に凝着することがあるが、スキューネス（Ｒｓｋ）の上限値が上記範囲であることで、ダイ金型への凝着が抑制される。その結果、ダイ金型のめっき鋼板表面との摩擦係数が低減される。
硬質層のスキューネス（Ｒｓｋ）は、より好ましくは１．０以下であり、さらに好ましくは０．８以下である。
また、硬質層のスキューネス（Ｒｓｋ）の下限値は、スキューネス（Ｒｓｋ）を低くするための表面制御による製造時のコスト増大を抑制する観点から、−５．０以上であり、より好ましくは−３．０以上である。

ここで、スキューネスＲｓｋは、ＪＩＳ Ｂ ０６０１（２００１年）に準じて測定する。具体的には、スキューネスＲｓｋは、ＪＩＳ Ｂ ０６０１（２００１年）に準じ、次の測定条件で測定する。
（測定条件）
測定装置：株式会社ミツトヨ製「表面粗さ・輪郭形状測定機 フォームトレーサ」
測定長さＬ：９．６ｍｍ
カットオフ波長λｃ：０．８ｍｍ
触針先端形状：先端角度６０°円錐
触針先端半径：２μｍ
測定速度：１ｍｍ／ｓｅｃ

硬質層におけるダイ穴の外側から内側に向かう方向に測定したスキューネス（Ｒｓｋ）を前記の範囲に制御する方法としては、特に限定されるものではない。例えば、形成された硬質層の表面を研磨すると共に、この研磨の際にダイ穴の外側から内側に向かう方向（つまり熱間プレス成形の際にめっき鋼板が摺動する方向）に向かって研磨を行う。例えば、研磨シートを摺動させて研磨する場合であれば、該研磨シートを摺動させる方向をダイ穴の外側から内側に向かう方向とする方法が挙げられる。

・硬さＨｖ＿Ｄｉｅ
ダイ金型が備える硬質層の硬さＨｖ＿ＤｉｅがＨＶ１０００以上であることで、熱間プレス成形の際に高面圧部で生じるダイ金型の摺動面での摩耗の発生が抑制される。
硬質層の硬さＨｖ＿Ｄｉｅは、より好ましくはＨＶ１２００以上である。
また、硬質層の硬さＨｖ＿Ｄｉｅの上限値は、ＨＶ１５５０以下である。ＨＶ１５５０以下であることで、特定めっき鋼板におけるＧＩめっき層又はＺｎ−Ｎｉめっき層の削れや、さらに亜鉛化合物層または金属亜鉛層を有する場合にはこの亜鉛化合物層または金属亜鉛層の削れが抑制される。また、特定めっき鋼板を熱間プレス成形すると、亜鉛凝着物が発生してダイ金型の表面に凝着することがあるが、硬さＨｖ＿Ｄｉｅの上限値が上記範囲であることで、ダイ金型への凝着が抑制される。その結果、ダイ金型のめっき鋼板表面との摩擦係数が低減される。

なお、硬さＨｖ＿Ｄｉｅとは、ＪＩＳ−Ｚ−２２４４（２００９年）で指定されるビッカース硬さをさし、本明細書においては、ビッカース硬さ試験方法において試験荷重０．２４５２Ｎによる硬さ値である。
マイクロビッカース試験機には、株式会社ミツトヨ製ＨＭ−１１５を用いる。

・硬質層の形成
本実施形態では、ダイ金型に形成される硬質層は、前述のスキューネスＲｓｋ及び硬さＨｖ＿Ｄｉｅを満たすものであれば、その材質や形成方法に制限はない。
硬質層としては、例えば最表層として窒化層を有する層が挙げられる。また、硬質コーティング層を有する層（より好ましくは、窒化層と、窒化層の表面にある硬質コーティング層と、を含む積層型の硬質層）が挙げられる。

窒化層の形成は、例えば窒化処理と言った拡散を利用した表面硬化処理による方法が好ましい。窒化層の形成は、ダイ金型の母材に、例えばイオン窒化処理、つまり所定濃度のＮ_２及びＨ_２ガス雰囲気中で、温度を調整してイオン窒化処理を施すことで行われる。

この時、窒化処理で形成される白層と呼ばれる窒化物層と言った化合物層は、密着性を低下させる原因となるため、処理条件の制御により形成させないようにするか、あるいは研磨等により除去することが望ましい。

硬質コーティング層としては、物理蒸着（ＰＶＤ）による蒸着膜が挙げられる。物理蒸着法の種類については特に制限はない。また、化学気相成長（ＣＶＤ）法を用いてもよい。物理蒸着法として、例えばアークイオンプレーティング法、及びスパッタリング法が望ましい。

中でも、硬質コーティング層としての蒸着膜としては、Ｔｉ及びＣｒの少なくとも一方を含む膜であることが好ましい。例えば、その金属元素部分がＴｉ、Ｃｒ、及びＡｌから選んだ１種もしくは２種以上を主体とする窒化物、炭化物、炭窒化物のいずれかであることが好ましい。さらには、その金属元素部分がＴｉ又はＣｒを主体とする窒化物、炭化物、炭窒化物のいずれかであることがより好ましい。
なお、その主体とすることについては、窒素及び炭素を除いた、金属（半金属を含む）組成部のみの割合で、Ｔｉ、ＣｒもしくはＡｌ（又はＴｉもしくはＣｒ）が７０（原子％）以上、更には９０（原子％）以上とすることがよい（実質１００（原子％）を含む）。

硬質コーティング層としての蒸着膜は、例えば、金属成分の蒸発源である各種金属製ターゲット及び反応ガス（Ｎ_２ガス、ＣＨ_４ガス等）を用い、温度、ガス圧力を調整して、Ｂｉａｓ電圧をかけることで、ダイ金型の母材の表面にＰＶＤ膜を成膜することができる。
具体的には、Ｔｉ、Ｃｒ及びＡｌから選ばれる１種又は２種以上を主体とする窒化膜、炭化膜、炭窒化膜、ダイヤモンドライクカーボン（ＤＬＣ）膜、等が挙げられる。

窒化層と、窒化層の表面にある硬質コーティング層と、を含む積層型の硬質層は、例えば前記の方法により窒化層を形成した後、さらに前記の方法等により硬質コーティング層（例えば蒸着膜）を形成することで得られる。

・母材
ダイ金型の母材の金属材質については、特段に定めるものではなく、例えば冷間ダイス鋼、熱間ダイス鋼、高速度鋼および超硬合金等の公知の金属材料が使用できる。これについては、ＪＩＳ等による規格金属種（鋼種）を含め、従来金型への使用が可能な鋼種として提案のされてきた改良金属種も適用できる。

−金型セット−
次いで、本実施形態に係る金型セットについて詳述する。
金型セットとは、ダイ金型と、ダイ金型のダイ穴に対応する凸部を備えると共にダイ金型の鋼板接触面（ダイ肩隣接面）に対向する対向面を備えるパンチ金型の組合せである。また、金型セットとは、ダイ金型と、ダイ金型の鋼板接触面（ダイ肩隣接面）に対向する対向面を備えると共にダイ穴に挿通されるパンチが通る穴を備える鋼板おさえ金型（ホルダー）の組合せも含む。

本実施形態に係る第一の金型セットは、前述の本実施形態に係るダイ金型と、パンチ金型と、を備える。
パンチ金型は、ダイ金型のダイ肩隣接面（鋼板接触面）に対向する対向面のうち、ダイ金型が硬質層を有する箇所と対向する全領域に、パンチ部の外側から内側に向かう方向に測定したスキューネス（Ｒｓｋ）が−５．０以上１．２以下、かつ硬さＨｖ＿ＤｉｅがＨＶ１０００以上１５５０以下である第二硬質層を有する。

例えば図６に示されるダイ金型（ダイス）１１１は、ダイ穴１１１Ｄの外側の表面であって且つ熱間プレス成形される前のめっき鋼板１０と接触する鋼板接触面１１１Ａのうち、ダイ肩部１１１Ｂに隣接する全領域に、硬質層１１１Ｃを有する。さらに、パンチ（パンチ金型）１１３は、ダイ金型１１１の鋼板接触面１１１Ａに対向する対向面のうち、ダイ金型１１１が硬質層１１１Ｃを有する箇所と対向する全領域に、第二硬質層１１３Ｃを有することが望ましい。第二硬質層１１３Ｃのある箇所に、成形下死点に近づいた際にしわになっためっき鋼板１０が接触するからである。

本実施形態に係る第二の金型セットは、前述の本実施形態に係るダイ金型と、鋼板おさえ金型と、を備える。
鋼板おさえ金型は、ダイ金型のダイ肩隣接面（鋼板接触面）に対向する対向面のうち、ダイ金型が硬質層を有する箇所と対向する全領域に、パンチ挿通部の外側から内側に向かう方向に測定したスキューネス（Ｒｓｋ）が−５．０以上１．２以下、かつ硬さＨｖ＿ＤｉｅがＨＶ１０００以上１５５０以下である第二硬質層を有する。

既に説明したように、例えば図１に示されるホルダー（鋼板おさえ金型）１２は、ダイ金型１１の鋼板接触面１１Ａに対向する対向面のうち、ダイ金型１１が硬質層１１Ｃを有する箇所と対向する全領域に、第二硬質層１２Ｃを有することが望ましい。

なお、本実施形態に係る第一の金型セットが備えるパンチ金型における第二硬質層、及び第二の金型セットが備える鋼板おさえ金型における第二硬質層の好ましい態様としては、前述の本実施形態に係るダイ金型が備える硬質層において説明した好ましい態様が、そのまま適用される。

ついで、本実施形態に係る熱間プレス成形品の製造方法に用いられる特定めっき鋼板の詳細について説明する。

（めっき鋼板）
特定めっき鋼板は、鋼母材上にＧＩめっき層及びＺｎ−Ｎｉめっき層からなる群より選択される少なくとも一種のめっき層を有する。また、めっき層の上にさらに最表層として亜鉛化合物層または金属亜鉛層を有していてもよい。

例えば、図５に示されるめっき鋼板１０のように、鋼板（鋼母材）１１２の両面（上面及び下面）にめっき層（具体的にはＧＩめっき（溶融亜鉛めっき）層又はＺｎ−Ｎｉめっき（亜鉛ニッケルめっき）層）１１４Ａ、１１４Ｂを備え、かつめっき層１１４Ａ、１１４Ｂ上に最表層として亜鉛化合物層または金属亜鉛層１１６Ａ、１１６Ｂを備える。

・鋼母材
めっきを施す鋼板（めっき前の鋼板、鋼母材）は、例えば、高い機械的強度（例えば、引張強さ、伏点、伸び、絞り、硬さ、衝撃値、疲れ強さ、クリープ強さなどの機械的な変形及び破壊に関する諸性質を意味する。）を有する鋼板が好ましい。本実施形態に係るめっき鋼板に使用される高い機械的強度を実現する鋼板（めっき前の鋼板）の一例は、以下の通りである。
なお、％の表記は、特に断りがない場合は質量％を意味する。また、本明細書において「〜」を用いて表される数値範囲は、「〜」の前後に記載される数値を下限値及び上限値として含む範囲を意味する。

鋼板は、質量％で、Ｃ：０．０１〜０．６％、Ｓｉ：０．０１〜０．６％、Ｍｎ：０．５〜３％、Ｔｉ：０．０１〜０．１％、及び、Ｂ：０．０００１〜０．１％のうちの少なくとも１以上を含有し、かつ、残部Ｆｅ及び不純物からなることが好ましい。

Ｃは、目的とする機械的強度を確保するために含有させる。Ｃが０．０１％未満の場合には、十分な機械的強度の向上が得られず、Ｃを含有する効果が乏しくなる。一方、Ｃが０．６％を超える場合には、鋼板を更に硬化させることができるものの、溶融割れが生じやすくなる。従って、Ｃ含有量は、０．０１％以上０．６％以下とすることが好ましい。

Ｓｉは、機械的強度を向上させる強度向上元素の一つであり、Ｃと同様に目的とする機械的強度を確保するために含有させる。Ｓｉが０．０１％未満の場合には、強度向上効果を発揮しにくく、十分な機械的強度の向上が得られない。一方、Ｓｉは、易酸化性元素でもある。よって、Ｓｉが０．６％を超える場合には、ＧＩめっき又はＺｎ−Ｎｉめっきを行う際に、濡れ性が低下し、不めっきが生じる恐れがある。従って、Ｓｉ含有量は、０．０１％以上０．６％以下とすることが好ましい。

Ｍｎは、鋼を強化させる強化元素の１つであり、焼入れ性を高める元素の１つでもある。更にＭｎは、不純物の１つであるＳによる熱間脆性を防止するのにも有効である。Ｍｎが０．５％未満の場合には、これらの効果が得られず、０．５％以上で上記効果が発揮される。一方、Ｍｎが３％を超える場合には、残留γ相が多くなり過ぎて強度が低下する恐れがある。従って、Ｍｎ含有量は、０．５％以上３％以下とすることが好ましい。

Ｔｉは、強度強化元素の１つであり、ＧＩめっき層又はＺｎ−Ｎｉめっき層の耐熱性を向上させる元素でもある。Ｔｉが０．０１％未満の場合には、強度向上効果や耐酸化性向上効果が得られず、０．０１％以上でこれらの効果が発揮される。一方、Ｔｉは、あまり含有し過ぎると、例えば、炭化物や窒化物を形成して、鋼を軟質化させる恐れがある。特に、Ｔｉが０．１％を超える場合には、目的とする機械的強度を得られない可能性が高い。従って、Ｔｉ含有量は、０．０１％以上０．１％以下とすることが好ましい。

Ｂは、焼入れ時に作用して強度を向上させる効果を有する。Ｂが０．０００１％未満の場合には、このような強度向上効果が低い。一方、Ｂが０．１％を超える場合には、介在物を形成して脆化し、疲労強度を低下させる恐れがある。従って、Ｂ含有量は、０．０００１％以上０．１％以下とすることが好ましい。

なお、この鋼板は、その他製造工程などで混入してしまう不純物を含んでもよい。

このような化学成分で形成される鋼板は、熱間プレス成形などによる加熱により焼入れされて、約１５００ＭＰａ以上の機械的強度を有することができる。このように高い機械的強度を有する鋼板ではあるが、熱間プレス成形により加工すれば、加熱により軟化した状態で熱間プレス成形を行うことができるので、容易に成形することができる。また、鋼板は、高い機械的強度を実現でき、ひいては軽量化のために薄くしたとしても機械的強度を維持又は向上することができる。

・ＧＩめっき層
ＧＩめっき（溶融亜鉛めっき）層について説明する。
ＧＩめっき層の形成方法としては、例えば還元炉方式のめっき処理による形成方法が挙げられる。一般に、還元炉方式のめっき処理では、前処理工程、焼鈍工程、及びめっき工程が行われる。勿論、本実施形態での方法は、上記態様に限定されるものではなく、例えばめっき処理を無酸化炉方式にて行なうこともできる。以下では、還元炉方式に基づき、説明する。

まず、鋼板（鋼母材）に前処理を行う。前処理は、鋼板表面のオイル（油脂）や汚れを除去するために通常行なわれるものであり、代表的には、アルカリ脱脂によって行われる。ただし、本実施形態では鋼板表面が適切に脱脂されれば前処理の方法は限定されない。前処理としてアルカリ脱脂を行なったときは、例えば鋼板に付着した脱脂液を落とすため、ホットリンス（温水洗浄）され、ドライヤーなどで乾燥する。

次に、前処理された上記鋼板を還元炉に投入し、還元炉で焼鈍（還元性雰囲気下での熱処理）する。このときの焼鈍条件は、例えば５００〜７００℃の範囲（焼鈍温度、均熱温度）で、滞在時間（焼鈍時間、均熱時間）を３０〜２７０秒とする。上記温度域での焼鈍処理を均熱処理とも呼ぶ。還元時の雰囲気や露点は、特に限定されないが、例えばＨ_２−Ｎ_２混合ガスでＨ_２濃度が１〜３０％、−１０〜−６０℃の露点範囲とすることができる。還元炉を出た鋼板は、冷却帯で冷却される。冷却方法は、例えば還元性雰囲気の気体を鋼板に吹き付けて冷却するなどの通常用いられる方法が挙げられる。

こうして焼鈍工程を行なった後、溶融亜鉛めっき処理を行なうことによりＧＩめっき（溶融亜鉛めっき）層が形成される。
めっき（溶融亜鉛めっき）工程は、特に限定されず、通常用いられる方法を採用することができる。例えば、溶融亜鉛めっき浴の温度は、４３０〜５００℃程度に制御すればよい。

こうしてＧＩめっき層が形成された後、スキンパス処理、テンションレベラ処理、塗油等の処理を施してもよい。
また、前記溶融亜鉛めっき処理後に再焼鈍を行なってもよい。再焼鈍の条件は、加熱温度（再焼鈍温度）４００℃以上とするのがよく、一方亜鉛の蒸発を抑制する観点から再焼鈍温度は７５０℃以下とすることがよい。上記再焼鈍温度で保持する時間（再焼鈍時間）は、加熱方法等によって適宜設定することができる。例えば炉加熱の場合、再焼鈍時間は１時間以上（より好ましくは２時間以上）であることが好ましく、誘導加熱の場合、再焼鈍時間は１０秒以上であることが好ましい。一方、亜鉛の蒸発を抑制する観点から、再焼鈍時間は、前記炉加熱の場合、１５時間以下であることが好ましく、より好ましくは１０時間以下である。また前記誘導加熱の場合、再焼鈍時間は、３分以下であることが好ましく、より好ましくは１分以下である。

ＧＩめっき層の成分組成は、亜鉛からなるめっき層であってもよく、また亜鉛の他に少量の異種金属元素又は不純物（例えば、コバルト、モリブデン、タングステン、ニッケル、チタン、クロム、アルミニウム、マンガン、鉄、マグネシウム、鉛、ビスマス、アンチモン、錫、銅、カドミウム、ヒ素等）を含むめっき層であってもよい。また、さらにシリカ、アルミナ、チタニア等の無機物を含んでもよい。
ＧＩめっき層の好ましい成分組成としては、例えば、質量％で、Ａｌ：０．０１〜０．２０％を含有し、かつ残部：Ｚｎ及び不純物からなるめっき層が挙げられる。

ＧＩめっき層の付着量（目付量）は、Ｚｎ量換算で２０〜１００ｇ／ｍ^２であることが好ましい。ＧＩめっき層の付着量を２０ｇ／ｍ^２以上にすることで、ダイ金型の摺動面へ適度な量の亜鉛凝着物を凝着させ、ダイ金型の摺動面の磨耗抑制効果が高まる。また、プレス成形品の耐食性も高まる。一方で、ＧＩめっき層の付着量を１００ｇ／ｍ^２超えにすると、金型の摺動面へ多量の亜鉛凝着物が凝着し、ダイ金型の摺動面の磨耗が発生する傾向が高まる。

ＧＩめっき層の付着量は、Ｚｎ量換算の付着量で評価する。ＧＩめっき層の付着量の測定は、蛍光Ｘ線法を利用する。具体的には、蛍光Ｘ線法により、ＧＩめっき層の付着量（Ｚｎ量換算）が既知である数種類の標準試料を用いて、検量線を作成する。そして、検量線により、測定対象である試料のＺｎ強度をＧＩめっき層の付着量に換算して、ＧＩめっき層の付着量を求める。

・Ｚｎ−Ｎｉめっき層
Ｚｎ−Ｎｉめっき（亜鉛ニッケルめっき）層について説明する。

Ｚｎ−Ｎｉめっき層の成分組成は、亜鉛及びニッケルからなるめっき層であってもよく、またこの他に少量の異種金属元素又は不純物（例えば、コバルト、モリブデン、タングステン、チタン、クロム、アルミニウム、マンガン、鉄、マグネシウム、鉛、ビスマス、アンチモン、錫、銅、カドミウム、ヒ素等）を含むめっき層であってもよい。また、さらにシリカ、アルミナ、チタニア等の無機物を含んでもよい。
Ｚｎ−Ｎｉめっき層の好ましい成分組成としては、例えば、質量％で、Ｎｉ：１０〜２５％を含有し、かつ残部：Ｚｎ及び不純物からなるめっき層が挙げられる。

Ｚｎ−Ｎｉめっき層の付着量（目付量）は、Ｚｎ量換算で２０〜１００ｇ／ｍ^２であることが好ましい。Ｚｎ−Ｎｉめっき層の付着量を２０ｇ／ｍ^２以上にすることで、ダイ金型の摺動面へ適度な量の亜鉛凝着物を凝着させ、ダイ金型の摺動面の磨耗抑制効果が高まる。また、プレス成形品の耐食性も高まる。一方で、Ｚｎ−Ｎｉめっき層の付着量を１００ｇ／ｍ^２超えにすると、金型の摺動面へ多量の亜鉛凝着物が凝着し、ダイ金型の摺動面の磨耗が発生する傾向が高まる。

また、Ｚｎ−Ｎｉめっき層は、２層以上を積層した積層型のめっき層であってもよい。
Ｚｎ−Ｎｉめっき層を２層積層する場合、それぞれの層の好ましい成分組成としては、例えば、１層目（下層）が、質量％で、Ｎｉ：６０％以上を含有し、かつ残部：Ｚｎ及び不純物からなるめっき層であり、且つ２層目（上層）が、質量％で、Ｎｉ：１０〜２５％を含有し、かつ残部：Ｚｎ及び不純物からなるめっき層である構成が挙げられる。

なお、Ｚｎ−Ｎｉめっき層を２層積層する場合、１層目（下層）の付着量（目付量）が、Ｚｎ量換算で０．０１〜５ｇ／ｍ^２であることが好ましく、且つ２層目（下層）の付着量（目付量）が、Ｚｎ量換算で１０〜９０ｇ／ｍ^２であることが好ましい。

Ｚｎ−Ｎｉめっき層の付着量は、Ｚｎ量換算の付着量で評価する。Ｚｎ−Ｎｉめっき層の付着量の測定は、蛍光Ｘ線法を利用する。具体的には、蛍光Ｘ線法により、Ｚｎ−Ｎｉめっき層の付着量（Ｚｎ量換算）が既知である数種類の標準試料を用いて、検量線を作成する。そして、検量線により、測定対象である試料のＺｎ強度をＺｎ−Ｎｉめっき層の付着量に換算して、Ｚｎ−Ｎｉめっき層の付着量を求める。

Ｚｎ−Ｎｉめっき層の形成方法は特に限定されるものではないが、公知の電気めっき法が好適である。Ｚｎ−Ｎｉめっき層を２層以上積層する場合も同様である。
例えば、硫酸ニッケル六水和物等のニッケル化合物、及び硫酸亜鉛七水和物等の亜鉛化合物を含有するめっき浴中で電気めっき処理を施すことで、鋼板（鋼母材）上にＺｎ−Ｎｉめっき層を形成することができる。
また、Ｚｎ−Ｎｉめっき層を２層以上積層する場合も、それぞれのめっき層を同様にして形成することができる。なお、各層でのＮｉ含有量、付着量（目付量）等の調整は公知の方法により制御でき、例えば硫酸ニッケル六水和物等のニッケル化合物と硫酸亜鉛七水和物等の亜鉛化合物との比率、めっき浴中での電流密度等の調整により制御できる。

・亜鉛化合物層または金属亜鉛層
亜鉛化合物層（Ｚｎ化合物層）または金属亜鉛層（金属Ｚｎ層）は、ＺｎＯ皮膜、又は、熱間プレス成形時にＺｎＯ皮膜になる層である。熱間プレス成形の前にめっき鋼板は酸化雰囲気で加熱される。このときＺｎＯ皮膜以外のＺｎ化合物層または金属Ｚｎ層は酸化されてＺｎＯ皮膜になる。ＺｎＯ皮膜以外のＺｎ化合物層または金属Ｚｎ層は、酸化してＺｎＯ皮膜になるのであれば特に種類は問わない。ＺｎＯ皮膜以外のＺｎ化合物層には、リン酸亜鉛層、Ｚｎ系金属石鹸層等が例示できる。また、Ｚｎ化合物と金属Ｚｎは加熱により燃えて無くなる樹脂と混合し、ＺｎＯ皮膜以外のＺｎ化合物層または金属Ｚｎ層としてもよい。Ｚｎ化合物層または金属Ｚｎ層に含まれるＺｎの量は、目標とする製品のＺｎＯ皮膜の付着量に応じて調節する。

・ＺｎＯ皮膜
ＺｎＯ皮膜は、ダイ金型と接触する面であって、プレス成形品の外側の面となる皮膜である。

ＺｎＯ皮膜の形成方法は、特に制限はなく、例えば、特許文献１及び２に記載された方法によりめっき層上に形成可能である。

ＺｎＯ皮膜の付着量は、製品の耐食性の観点ではＺｎ量換算で０．４〜４．０ｇ／ｍ^２とすることが好ましい。ＺｎＯ皮膜の付着量がＺｎ量換算で０．４ｇ／ｍ^２以上にすると、プレス成形品の耐食性が高まる。ＺｎＯ皮膜の付着量がＺｎ量換算で４．０ｇ／ｍ_２を超える場合には、めっき層（ＧＩめっき層又はＺｎ−Ｎｉめっき層）及びＺｎＯ皮膜の厚みが厚くなり過ぎ、溶接性、塗料密着性が低下することがある。ＺｎＯ皮膜の付着量は、Ｚｎ量換算で０．４〜２．０ｇ／ｍ^２がより好ましい。金型摩耗の観点ではめっき層（ＧＩめっき層又はＺｎ−Ｎｉめっき層）の付着量が低い場合、ＺｎＯ皮膜の付着量は上記範囲の中でも高いことが望ましい。
なお、ＺｎＯ皮膜の付着量の測定方法としては、蛍光Ｘ線法を利用する。具体的には、蛍光Ｘ線法により、ＺｎＯ皮膜の付着量（Ｚｎ量換算）が既知である数種類の標準試料を用いて検量線を作成し、測定対象である試料のＺｎ強度をＺｎＯ皮膜の付着量に換算して、ＺｎＯ皮膜の付着量を求める。

（プレス成形品）
次いで、本実施形態に係るプレス成形品について詳述する。

本実施形態に係るプレス成形品は、鋼板製のプレス成形品である。プレス成形品の鋼板は、鋼母材と、鋼母材上に溶融亜鉛めっき（ＧＩめっき）層及び亜鉛ニッケルめっき（Ｚｎ−Ｎｉめっき）層からなる群より選択される少なくとも一種のめっき層と、めっき層上に最表層として酸化亜鉛（ＺｎＯ）層と、を有する。
最表層としての酸化亜鉛（ＺｎＯ）層は、特定めっき鋼板に熱間プレス成形を施す際の加熱によって形成される。

鋼母材（鋼板）は、高い機械的強度を得るとの観点から、その硬さＨｖ＿ＰａｒｔｓがＨＶ４００以上であり、ＨＶ４５０以上であることが好ましく、ＨＶ５５０以上であることがより好ましい。

また、本実施形態に係るプレス成形品は、天板部と、天板部に第１稜線部を介して接続する縦壁部と、縦壁部に第２稜線部を介して接続するフランジ部と、を有する形状である。例えば、図３Ａ及び図３Ｂに示す形状を有する天板部が平坦なハット形状断面を有する熱間プレス成形品４０や、図２Ａ及び図２Ｂに示す形状を有する熱間プレス成形品３０である。

−第１の態様に係るプレス成形品−
まず、第１の態様に係るプレス成形品として、プレス成形品の長手方向に直交かつ天板部に平行な方向からプレス成形品を投影したフランジ部の曲率半径が最小となる箇所ＰＢ０_ｍｉｎを有する形状のプレス成形品について説明する。なお、第１の態様に係るプレス成形品の一例として、図２Ａ及び図２Ｂに示す成形品を例に挙げる。
図２Ａ及び図２Ｂに示す熱間プレス成形品３０は、２つの縦壁部３３と、２つの縦壁部３３を第１稜線部３２を介して結ぶ天板部３１と、２つの縦壁部３３に対しそれぞれ第２稜線部３４を介して天板部３１とは反対側で接続するフランジ部３５と、を有する。なお、天板部３１は熱間プレス成形の際にパンチの頂面に相当する部分であり、縦壁部３３はパンチ及びダイ金型と摺動する部分であり、フランジ部３５は熱間プレス成形による成形が行われない部分である。また、第１稜線部３２は天板部３１と縦壁部３３とを結ぶ湾曲部であり、第２稜線部３４は縦壁部３３とフランジ部３５とを結ぶ湾曲部である。
また、プレス成形品３０の長手方向に直交かつ天板部３１に平行な方向からプレス成形品３０を投影した場合（例えば、図２Ｂに示すようにｙ方向から観察した場合）、天板部３１、縦壁部３３、及びフランジ部３５がいずれも一部で湾曲しており、天板部３１の外側方向に向かって一部が膨らんだ形状である。そのため、この膨らんだ箇所のフランジ部３５では、曲率半径が最小となる箇所ＰＢ０_ｍｉｎが存在しプレス成形品３０の長手方向に直交かつ天板部３１に平行な方向からプレス成形品３０を投影した場合にフランジ部３５全体として曲率半径が一定でなく、また天板部３１も全体として曲率半径が一定でない形状である。

・第２稜線部での曲率半径（第１の態様）
そして、第１の態様にかかるプレス成形品では、第２稜線部３４において曲率半径が最も小さくなる箇所（つまり曲げが最も厳しい箇所）での該曲率半径［Ｒ_ｍｉｎ］が３ｍｍ以上１０ｍｍ未満である。ここで、第２稜線部３４での最小曲率半径［Ｒ_ｍｉｎ］が１０未満であることは、特定めっき鋼板に熱間プレス成形を行ってプレス成形品３０を製造する際に、縦壁部３３となる箇所に高面圧が掛かっていることを示す。そのため、高面圧が掛かる縦壁部３３において、摺動による擦り傷が発生し易い条件で熱間プレス成形が施されたプレス成形品であると言える。なお、第２稜線部３４での最小曲率半径［Ｒ_ｍｉｎ］の上限値が８ｍｍ以下であると、さらに縦壁部３３に摺動による擦り傷が発生し易いと言える。
一方で、第２稜線部３４での最小曲率半径［Ｒ_ｍｉｎ］の下限値は、プレス成形時の割れ防止との観点から、３ｍｍ以上であり、好ましくは４ｍｍ以上である。
ここで、曲率半径は次の通り測定する。まず、第２稜線部３４の外側の面つまり熱間プレス成形の際にダイ金型と接触した方の面における三次元形状を、三次元形状測定器により測定する。そして、横断面における曲率半径が最も小さくなる箇所での曲率半径［Ｒ_ｍｉｎ］を得る。

・天板部と縦壁部との平滑度の差（第１の態様）
また、第１の態様にかかるプレス成形品は、天板部３１と縦壁部３３とにおいて平滑度に差が生じる。具体的には、天板部３１に関しては、プレス成形品３０の長手方向に直交かつ天板部３１に平行な方向からプレス成形品３０を投影した場合（例えば、図２Ｂに示すようにｙ方向から観察した場合）に、フランジ部３５での曲率半径が最小となる箇所ＰＢ０_ｍｉｎに対応する位置（つまり図２Ｂに示すようにｙ方向から観察した場合に、フランジ部３５上の箇所ＰＢ０_ｍｉｎに対してｚ方向にずらすだけで、ｘ方向にはずらさずに到達し得る天板部３１上の位置）であって、且つ天板部３１における幅方向（つまりｙ方向）での中心箇所ＰＢ１_ｍｉｎにおいて、平滑度［ＳａＢ１］を測定する。
また、縦壁部３３に関しては、プレス成形品３０の長手方向に直交かつ天板部３１に平行な方向からプレス成形品３０を投影した場合に箇所ＰＢ０_ｍｉｎに対応する箇所（例えば、図２Ｂに示すようにｙ方向から観察した場合に、フランジ部３５上の箇所ＰＢ０_ｍｉｎに対してｚ方向にずらすだけで、ｘ方向にはずらさずに到達し得る縦壁部３３上の位置）であって、且つ縦壁部３３における高さ方向（つまりｚ方向）での中心箇所ＰＢ２_ｍｉｎにおいて、平滑度［ＳａＢ２］を測定する。なお、箇所ＰＢ１_ｍｉｎ及び箇所ＰＢ２_ｍｉｎのいずれにおいても外側の面、つまり熱間プレス成形の際にダイ金型と接触した方の面において測定する。
そして、この差［ＳａＢ１−ＳａＢ２］が０．３５μｍ以上である。
つまり、プレス成形品３０の長手方向に直交かつ天板部３１に平行な方向からプレス成形品３１を投影したフランジ部の曲率半径が最小となる箇所ＰＢ０_ｍｉｎを含むプレス成形品３０の横断面において、天板部３１における幅方向での中心箇所ＰＢ１_ｍｉｎでの平滑度［ＳａＢ１］と、縦壁部３３における高さ方向での中心箇所ＰＢ２_ｍｉｎでの平滑度［ＳａＢ２］と、の差［ＳａＢ１−ＳａＢ２］が０．３５μｍ以上である。
ここで、天板部３１と縦壁部３３との平滑度の差［ＳａＢ１−ＳａＢ２］が上記範囲であることは、特定めっき鋼板に熱間プレス成形を行ってプレス成形品３０を製造する際に、縦壁部３３となる箇所に対し、天板部３１となる箇所よりも高面圧が掛かっていることを示す。縦壁部３３に高面圧が掛かって摺動することで、天板部３１よりも縦壁部３３の表面の方が平滑になるためである。そして、高面圧が掛かる縦壁部３３において、摺動による擦り傷が発生し易い条件で熱間プレス成形が施されたプレス成形品であると言える。なお、平滑度の差［ＳａＢ１−ＳａＢ２］が０．４０μｍ以上であると、さらに縦壁部３３に摺動による擦り傷が発生し易いと言える。
一方で、平滑度の差［ＳａＢ１−ＳａＢ２］の上限値としては、塗装後の鮮鋭性との観点から、１．０μｍ以下が好ましい。

なお、平滑度［ＳａＢ１］及び［ＳａＢ２］は、ＩＳＯ２５１７８−２（２０１２）に規定される算術平均高さＳａ（単位：μｍ）を指す。測定装置及び測定条件等は以下の通りである。
測定装置：(株)キーエンス製 ＶＫ−Ｘ２５０／１５０形状解析レーザ顕微鏡
測定範囲：ＰＢ１_ｍｉｎ、ＰＢ２_ｍｉｎの中心点を中心として、５ｍｍ×５ｍｍ
測定条件：ガウシアンフィルターを使用
Ｓフィルター：使用無し
Ｌフィルター：４ｍｍ

・天板部と縦壁部との表面性状のアスペクト比の差（第１の態様）
また、第１の態様に係るプレス成形品は、天板部３１と縦壁部３３とにおいて表面性状のアスペクト比の差が小さい。具体的には、天板部３１及び縦壁部３３のいずれに関しても、前記平滑度と同じく箇所ＰＢ１_ｍｉｎ及び箇所ＰＢ２_ｍｉｎにおいて表面性状のアスペクト比［ＳｔｒＢ１］及び表面性状のアスペクト比［ＳｔｒＢ２］を測定する。なお、平滑度と同じく、いずれも外側の面つまり熱間プレス成形の際にダイ金型と接触した方の面において測定する。
そして、この差［ＳｔｒＢ１−ＳｔｒＢ２］が０．５０以下である。
ここで、天板部３１と縦壁部３３との表面性状のアスペクト比の差［ＳｔｒＢ１−ＳｔｒＢ２］が小さいほど、熱間プレス成形の際に縦壁部３３となる箇所に対し天板部３１となる箇所よりも高面圧が掛かっているにもかかわらず、縦壁部３３において摺動による擦り傷の発生が抑制されたプレス成形品であることを示す。摺動による擦り傷が顕著に発生した場合、その擦り傷は筋状であるため、その部分の表面性状のアスペクト比Ｓｔｒが低下する。さらに擦り傷が発生した部分は塗装前においては光沢部となる。さらに、塗装後においては光沢度に差が出るため、模様のように視認され、表面品位が劣る。しかし、表面性状のアスペクト比の差［ＳｔｒＢ１−ＳｔｒＢ２］を小さくすることによって、塗装後の光沢度の差が２５以下である第１の態様に係るプレス成形品が実現でき、優れた表面品位を備える。
また、硬さＨｖ＿ＰａｒｔｓがＨＶ４００以上と高硬度である鋼母材を用いたプレス成形品では、特にプレス成形の際に応力が集中して掛かった箇所において、水素脆化等の理由により遅れ破壊が発生し易い。しかし、これに対し第１の態様に係るプレス成形品は、上記の通り縦壁部３３における擦り傷の発生が抑制されていることから、縦壁部３３への応力の集中も抑制されていると言える。そのため、応力集中箇所で生じ易い遅れ破壊も抑制される。

なお、表面性状のアスペクト比の差［ＳｔｒＢ１−ＳｔｒＢ２］は、優れた表面品位及び遅れ破壊の抑制の観点から、０．５０以下であることが好ましく、０．４０以下であることがより好ましい。

なお、表面性状のアスペクト比［ＳｔｒＢ１］及び［ＳｔｒＢ２］は、ＩＳＯ２５１７８−２（２０１２）に規定される表面性状のアスペクト比Ｓｔｒを指す。測定装置及び測定条件等は以下の通りである。
測定装置：(株)キーエンス製 ＶＫ−Ｘ２５０／１５０形状解析レーザ顕微鏡
測定範囲：ＰＢ１_ｍｉｎ、ＰＢ２_ｍｉｎの中心点を中心として、５ｍｍ×５ｍｍ
測定条件：ガウシアンフィルターを使用
Ｓフィルター：使用無し
Ｌフィルター：４ｍｍ

なお、天板部３１と縦壁部３３との表面性状のアスペクト比の差［ＳｔｒＢ１−ＳｔｒＢ２］を上記の範囲に制御する方法としては、特に限定されるものではないが、例えば前述の本実施形態に係る熱間プレス成形品の製造方法によってプレス成形品を成形する方法が挙げられる。
本実施形態に係る熱間プレス成形品の製造方法によってプレス成形品を成形することで、ダイ金型への凝着が抑制される。凝着物が多量に付着すると摩擦係数が上昇して、摺動による擦り傷が発生し易くなるが、上記の通り凝着物が低減されることで摩擦係数の上昇も抑制され、縦壁部３３での摺動による擦り傷の発生が抑制される。その結果、表面性状のアスペクト比の差［Ｓｔｒ１−Ｓｔｒ２］を上記の範囲に制御し得るものと考えられる。

−第２の態様に係るプレス成形品−
次いで、第２の態様に係るプレス成形品について説明する。なお、第２の態様に係るプレス成形品の一例として、図３Ａ及び図３Ｂ、並びに図４Ａ及び図４Ｂに示す成形品を例に挙げる。
図３Ａ及び図３Ｂに示す熱間プレス成形品４０は、２つの縦壁部４３と、２つの縦壁部４３を第１稜線部４２を介して結ぶ平坦な天板部４１と、２つの縦壁部４３に対しそれぞれ第２稜線部４４を介して天板部４１とは反対側で接続するフランジ部４５と、を有する。なお、天板部４１は熱間プレス成形の際にパンチの頂面に相当する部分であり、縦壁部４３はパンチ及びダイ金型と摺動する部分であり、フランジ部４５は熱間プレス成形による成形が行われない部分である。また、第１稜線部４２は天板部４１と縦壁部４３とを結ぶ湾曲部であり、第２稜線部４４は縦壁部４３とフランジ部４５とを結ぶ湾曲部である。
また、熱間プレス成形品４０を側面側から観察した場合、つまり図３Ａに示すようにｙ方向から観察した場合、天板部４１、縦壁部４３、及びフランジ部４５がいずれも平坦な形状である。そして、この熱間プレス成形品４０では、長手方向（ｘ方向）に直交する方向の断面（横断面、例えば図３Ｂに示す断面など）を観察した場合に、どこで切断した横断面を観察しても左右対称の形状となっている。また、熱間プレス成形品４０は、どこで切断した横断面を観察しても第２稜線部４４の曲率半径が同じ値となる形状である。つまり、どこで切断した横断面においても第２稜線部４４の曲率半径は一定であり、言い換えればどこで切断した横断面においても第２稜線部４４の曲率半径は最小値である。

図４Ａ及び図４Ｂに示す熱間プレス成形品５０は自動車用のセンターピラーであり、２つの縦壁部５３ａ、５３ｂと、２つの縦壁部５３ａ、５３ｂを第１稜線部５２ａ、５２ｂをそれぞれ介して結ぶ平坦な天板部５１と、２つの縦壁部５３ａ、５３ｂに対しそれぞれ第２稜線部５４ａ、５４ｂを介して天板部５１とは反対側で接続するフランジ部５５ａ、５５ｂと、を有する。なお、天板部５１は熱間プレス成形の際にパンチの頂面に相当する部分であり、縦壁部５３ａ、５３ｂはパンチ及びダイ金型と摺動する部分であり、フランジ部５５ａ、５５ｂは熱間プレス成形による成形が行われない部分である。また、第１稜線部５２ａ、５２ｂは天板部５１と縦壁部５３ａ、５３ｂとを結ぶ湾曲部であり、第２稜線部５４ａ、５４ｂは縦壁部５３ａ、５３ｂとフランジ部５５ａ、５５ｂとを結ぶ湾曲部である。
この熱間プレス成形品５０では、長手方向（ｘ方向）に直交する方向の断面（横断面）を観察した場合に左右の形状が対称ではない箇所が存在する。例えば、図４Ｂに示す横断面では、平坦な天板部５１の両側に存在する２つの第１稜線部５２ａ、５２ｂのｚ方向高さが異なり、右側の第１稜線部５２ａの方が左側の第１稜線部５２ｂよりもｚ方向に盛り上がって高くなった形状である。また、図４Ｂに示す横断面では、２つのフランジ部５５ａ、５５ｂのｚ方向高さも異なり、右側のフランジ部５５ａの方が左側のフランジ部５５ｂよりも高い形状である。そして、この熱間プレス成形品５０では、横断面を観察した場合に切断する箇所によって第２稜線部５４ａ、５４ｂの曲率半径が異なる形状であり、図４Ｂに示す横断面（図４ＡのＢ−Ｂ’断面）での第２稜線部５４ａの曲率半径が最小となる形状である。

・第２稜線部での曲率半径（第２の態様）
そして、第２の態様にかかるプレス成形品では、第２稜線部４４、５４ａ又は５４ｂにおいて曲率半径が最も小さくなる箇所（つまり曲げが最も厳しい箇所）での該曲率半径［Ｒ_ｍｉｎ］が３ｍｍ以上１０ｍｍ未満である。ここで、第２稜線部４４、５４ａ又は５４ｂでの最小曲率半径［Ｒ_ｍｉｎ］が１０未満であることは、特定めっき鋼板に熱間プレス成形を行ってプレス成形品４０、５０を製造する際に、縦壁部４３、５３ａ又は５３ｂとなる箇所に高面圧が掛かっていることを示す。そのため、高面圧が掛かる縦壁部４３、５３ａ又は５３ｂにおいて、摺動による擦り傷が発生し易い条件で熱間プレス成形が施されたプレス成形品であると言える。なお、第２稜線部４４、５４ａ又は５４ｂでの最小曲率半径［Ｒ_ｍｉｎ］の上限値が８ｍｍ以下であると、さらに縦壁部４３、５３ａ又は５３ｂに摺動による擦り傷が発生し易いと言える。
一方で、第２稜線部４４、５４ａ又は５４ｂでの最小曲率半径［Ｒ_ｍｉｎ］の下限値は、プレス成形時の割れ防止の観点から、３ｍｍ以上であり、好ましくは４ｍｍ以上である。
なお、曲率半径の測定は、前述の第１の態様における第２稜線部での曲率半径の測定方法に準じて行う。

・天板部と縦壁部との平滑度の差（第２の態様）
また、第２の態様にかかるプレス成形品は、天板部と縦壁部とにおいて平滑度に差が生じる。具体的には、プレス成形品の長手方向（ｘ方向）に直交する方向の断面（横断面）を観察した場合に第２稜線部の曲率半径が最小となるプレス成形品の横断面を測定対象とする。つまり、図３Ａ及び図３Ｂに示すプレス成形品４０であれば、どこで切断した横断面においても第２稜線部４４の曲率半径は最小値となるため、どの横断面を測定対象としてもよく、好ましくは長手方向（ｘ方向）の中心位置での横断面が推奨される。また、図４Ａ及び図４Ｂに示すプレス成形品５０であれば、図４Ｂに示す横断面（図４ＡのＢ−Ｂ’断面）での第２稜線部５４ａの曲率半径が最小となるため、この図４Ｂに示す横断面を測定対象とする。そして、この曲率半径が最小となる横断面において、天板部（４１、５１）の横断面幅方向での中心箇所（例えば、図３Ｂであれば天板部４１のｙ方向長さＷの真ん中（Ｗ／２）の箇所）ＰＡ１_ｍｉｎにおいて、平滑度［ＳａＡ１］を測定する。
また、縦壁部に関しても、同様にプレス成形品の長手方向（ｘ方向）に直交する方向の断面（横断面）を観察した場合に第２稜線部の曲率半径が最小となる横断面を測定対象とする。そして、この曲率半径が最小となる横断面において、縦壁部（４３、５３ａ）の横断面高さ方向での中心箇所（例えば、図３Ｂであれば縦壁部４３のｚ方向長さＨの真ん中（Ｈ／２）の箇所）ＰＡ２_ｍｉｎにおいて、平滑度［ＳａＡ２］を測定する。
なお、箇所ＰＡ１_ｍｉｎ及び箇所ＰＡ２_ｍｉｎのいずれにおいても外側の面、つまり熱間プレス成形の際にダイ金型と接触した方の面において測定する。
そして、この差［ＳａＡ１−ＳａＡ２］が０．２５μｍ以上である。
つまり、第２稜線部の曲率半径が最小となるプレス成形品の横断面において、天板部の横断面幅方向での中心箇所ＰＡ１_ｍｉｎでの平滑度［ＳａＡ１］と、縦壁部の横断面高さ方向での中心箇所ＰＡ２_ｍｉｎでの平滑度［ＳａＡ２］と、の差［ＳａＡ１−ＳａＡ２］が０．３５μｍ以上である。
ここで、天板部と縦壁部との平滑度の差［ＳａＡ１−ＳａＡ２］が上記範囲であることは、特定めっき鋼板に熱間プレス成形を行ってプレス成形品を製造する際に、縦壁部となる箇所に対し、天板部となる箇所よりも高面圧が掛かっていることを示す。縦壁部に高面圧が掛かって摺動することで、天板部よりも縦壁部の表面の方が平滑になるためである。そして、高面圧が掛かる縦壁部において、摺動による擦り傷が発生し易い条件で熱間プレス成形が施されたプレス成形品であると言える。なお、平滑度の差［ＳａＡ１−ＳａＡ２］が０．４５μｍ以上であると、さらに縦壁部に摺動による擦り傷が発生し易いと言える。
一方で、平滑度の差［ＳａＡ１−ＳａＡ２］の上限値としては、塗装後の鮮鋭性の観点から、１．０μｍ以下がより好ましい。

なお、平滑度［ＳａＡ１］及び［ＳａＡ２］は、ＩＳＯ２５１７８−２（２０１２）に規定される算術平均高さＳａ（単位：μｍ）を指す。測定装置及び測定条件等は以下の通りである。
測定装置：(株)キーエンス製 ＶＫ−Ｘ２５０／１５０形状解析レーザ顕微鏡
測定範囲：ＰＡ１_ｍｉｎ、ＰＡ２_ｍｉｎの中心点を中心として、５ｍｍ×５ｍｍ
測定条件：ガウシアンフィルターを使用
Ｓフィルター：使用無し
Ｌフィルター：４ｍｍ

・天板部と縦壁部との表面性状のアスペクト比の差（第２の態様）
また、第２の態様に係るプレス成形品は、天板部と縦壁部とにおいて表面性状のアスペクト比の差が小さい。具体的には、天板部（図３Ｂにおける４１、図４Ｂにおける５１）及び縦壁部（図３Ｂにおける４３、図４Ｂにおける５３ａ）のいずれに関しても、前記平滑度と同じく箇所ＰＡ１_ｍｉｎ及び箇所ＰＡ２_ｍｉｎにおいて表面性状のアスペクト比［ＳｔｒＡ１］及び表面性状のアスペクト比［ＳｔｒＡ２］を測定する。なお、平滑度と同じく、いずれも外側の面つまり熱間プレス成形の際にダイ金型と接触した方の面において測定する。
そして、この差［ＳｔｒＡ１−ＳｔｒＡ２］が０．５０以下である。
ここで、天板部と縦壁部との表面性状のアスペクト比の差［ＳｔｒＡ１−ＳｔｒＡ２］が小さいほど、熱間プレス成形の際に縦壁部となる箇所に対し天板部となる箇所よりも高面圧が掛かっているにもかかわらず、縦壁部において摺動による擦り傷の発生が抑制されたプレス成形品であることを示す。摺動による擦り傷が顕著に発生した場合、その擦り傷は筋状であるため、その部分の表面性状のアスペクト比Ｓｔｒが低下する。さらに擦り傷が発生した部分は塗装前においては光沢部となる。さらに、塗装後においては光沢度に差が出るため、模様のように視認され、表面品位が劣る。しかし、表面性状のアスペクト比の差［ＳｔｒＡ１−ＳｔｒＡ２］を小さくすることによって、塗装後の光沢度の差が２５以下である第２の態様に係るプレス成形品が実現でき、優れた表面品位を備える。
また、硬さＨｖ＿ＰａｒｔｓがＨＶ４００以上と高硬度である鋼母材を用いたプレス成形品では、特にプレス成形の際に応力が集中して掛かった箇所において、水素脆化等の理由により遅れ破壊が発生し易い。しかし、これに対し第２の態様に係るプレス成形品は、上記の通り縦壁部における擦り傷の発生が抑制されていることから、縦壁部への応力の集中も抑制されていると言える。そのため、応力集中箇所で生じ易い遅れ破壊も抑制される。

なお、表面性状のアスペクト比の差［ＳｔｒＡ１−ＳｔｒＡ２］は、優れた表面品位及び遅れ破壊の抑制の観点から、０．５０以下であることが好ましく、０．４０以下であることがより好ましい。

なお、表面性状のアスペクト比［ＳｔｒＡ１］及び［ＳｔｒＡ２］は、ＩＳＯ２５１７８−２（２０１２）に規定される表面性状のアスペクト比Ｓｔｒを指す。測定装置及び測定条件等は以下の通りである。
測定装置：(株)キーエンス製 ＶＫ−Ｘ２５０／１５０形状解析レーザ顕微鏡
測定範囲：ＰＡ１_ｍｉｎ、ＰＡ２_ｍｉｎの中心点を中心として、５ｍｍ×５ｍｍ
測定条件：ガウシアンフィルターを使用
Ｓフィルター：使用無し
Ｌフィルター：４ｍｍ

なお、天板部と縦壁部との表面性状のアスペクト比の差［ＳｔｒＡ１−ＳｔｒＡ２］を上記の範囲に制御する方法としては、特に限定されるものではないが、例えば前述の本実施形態に係る熱間プレス成形品の製造方法によってプレス成形品を成形する方法が挙げられる。
本実施形態に係る熱間プレス成形品の製造方法によってプレス成形品を成形することで、ダイ金型への凝着が抑制される。凝着物が多量に付着すると摩擦係数が上昇して、摺動による擦り傷が発生し易くなるが、上記の通り凝着物が低減されることで摩擦係数の上昇も抑制され、縦壁部での摺動による擦り傷の発生が抑制される。その結果、表面性状のアスペクト比の差［Ｓｔｒ１−Ｓｔｒ２］を上記の範囲に制御し得るものと考えられる。

・酸化亜鉛層の平均厚さ（第１及び第２の態様）
第１及び第２の態様に係るプレス成形品では、最表層である酸化亜鉛（ＺｎＯ）層の平均厚さが０．３μｍ以上２．０μｍ以下であることが好ましく、０．４μｍ以上１．５μｍ以下であることがより好ましい。
なお、ここで言う平均厚さとは、熱間プレス成形時に摺動が少ない箇所、具体的には図２Ａ、図３Ｂ、又は図４Ｂに示すプレス成形品３０、４０、又は５０であれば、天板部３１、４１、又は５１の内側におけるＺｎＯ層の厚さを指す。
ＺｎＯ層の平均厚さが０．３μｍ以上であることで、熱間プレス成形の際のダイ金型への凝着が抑制される。一方、ＺｎＯ層の平均厚さが２．０μｍ以下であることで、優れた溶接性が得られ、またＧＡめっき層が薄くなり過ぎないため高い耐食性も維持される。
なお、ＺｎＯ層の平均厚さは、熱間プレス成形の際の加熱の保持時間や、成形前のＺｎＯ被膜の塗布によって調整し得る。

ＺｎＯ層の平均厚さは、上記の通り熱間プレス成形時に摺動が少ない箇所で測定する。具体的には、以下の方法により厚さを測定する。
プレス成形品を横断面で切断し、断面の天板部の最表層におけるめっき層構造を、日本電子製の電子顕微鏡ＪＳＭ−７００１Ｆを用いて観察・分析する。そして、最表面に存在するＺｎＯ層の厚さの最大部の板厚方向厚さを測定する。
なお、無作為に選んだ天板部の内側３箇所について測定し、その平均値をとる。

次に、実施例を示しながら、本開示を更に説明する。なお、本開示が、次に示す実施例に限定されることはない。

≪ＧＩめっき鋼板の作製≫
＜ＧＩめっき鋼板（Ｇ１）＞
板厚１．６ｍｍの冷延鋼板（質量％で、Ｃ：０．２１％、Ｓｉ：０．１２％、Ｍｎ：１．２１％、Ｐ：０．０２％、Ｓ：０．０１２％、Ｔｉ：０．０２％、Ｂ：０．０３％、Ａｌ：０．０４％、並びに残部：Ｆｅ及び不純物）を鋼母材として準備し、この鋼母材の両面に還元炉方式のＧＩめっき処理によりＧＩめっき層を形成した。

まず、アルカリ脱脂によって鋼母材に前処理を行い、その後ホットリンス（温水洗浄）及びドライヤーでの乾燥を行った。次いで、前処理された鋼母材を還元炉に投入し、還元性雰囲気下で焼鈍し、冷却した。この鋼母材に対し、溶融亜鉛めっき浴にて溶融亜鉛めっき層を形成することで、ＧＩめっき（溶融亜鉛めっき）層を形成した。このようにして、ＧＩめっき鋼板（Ａ１）の供試材を得た。
なお、ＧＩめっき層の成分組成は、質量％で、Ａｌ：０．１％を含有し、かつ残部：Ｚｎ及び不純物からなる。

＜ＧＩめっき鋼板（Ｇ２）＞
ＧＩめっき層の上面及び下面での付着量（目付量）を下記表１に記載の通りに変更したこと以外は、ＧＩめっき鋼板（Ｇ１）と同様にしてＧＩめっき鋼板の供試材を得た。

＜ＧＩめっき鋼板（Ｇ３）＞
ＧＩめっき鋼板（Ｇ１）に対し、さらにＺｎＯ皮膜を形成した。具体的には、両面のＧＩめっき層上に、薬液（シーアイ化成（株）社製ｎａｎｏｔｅｋ ｓｌｕｒｒｙ、酸化亜鉛粒の粒径＝７０ｎｍ）をロールコーターで塗布し、約８０℃で焼きつける作業をそれぞれ施し、付着量（Ｚｎ換算量）０．６ｇ／ｍ^２のＺｎＯ皮膜を両面に形成して、ＧＩめっき鋼板の供試材を得た。

−実施例Ａ（ＧＩめっき鋼板の実施例）−
≪ダイ金型の作製≫
＜条件番号１Ａ：比較例Ａ１＞
・母材
表１に記載される材質の鋼を用意し、焼鈍状態にて図６に示す上型１０２Ａ及び下型１０２Ｂに近似した形状に粗加工し、真空中１１８０℃の加熱保持より窒素ガス冷却により焼入れ後、５４０〜５８０℃での焼戻しにより６４ＨＲＣに調質した。その後、仕上げ加工を行って、ダイ金型の母材を得た。
窒化層及びＰＶＤ膜は形成せず、前記母材自体をダイ金型（上型１０２Ａ及び下型１０２Ｂ）として用いた。
得られたダイ金型の鋼板接触面について、接触（摺動）するめっき鋼板１０の摺動方向におけるスキューネス（Ｒｓｋ）を、前述の方法により測定した。また、得られたダイ金型の鋼板接触面について、硬さＨｖ＿Ｄｉｅを、前述の方法により測定した。
さらに、表２に示すめっき鋼板及びダイ金型を用いて、後述の評価を実施した。

＜条件番号２Ａ：実施例Ａ１＞
・窒化層の形成
条件番号１Ａで得た母材（上型１０２Ａ及び下型１０２Ｂ）におけるめっき鋼板１０と接触（摺動）する鋼板接触面に、窒化層を形成した。
前記母材に、次に示す条件にてイオン窒化処理を施した。つまり、流量比５％Ｎ_２（残Ｈ_２）雰囲気中で、５００℃、５時間保持の条件でイオン窒化処理を施した後、それぞれの試験面を研磨によって仕上げ、窒化層を形成した。
なお、上記研磨の際に、鋼板接触面におけるめっき鋼板１０と接触（摺動）する方向に向かって、研磨シートを摺動させて研磨を行った。
得られたダイ金型の鋼板接触面におけるめっき鋼板１０との摺動方向におけるスキューネス（Ｒｓｋ）、及び鋼板接触面における硬さＨｖ＿Ｄｉｅを表２に示す。さらに、表２に示すめっき鋼板及びダイ金型を用いて、後述の評価を実施した。

＜条件番号３Ａ〜４Ａ：実施例Ａ２〜Ａ３＞
条件番号２Ａにおいて、窒化層の研磨の度合いを変更することで、ダイ金型の鋼板接触面におけるめっき鋼板１０との摺動方向におけるスキューネス（Ｒｓｋ）が下記表２に記載の値となるよう調整して、ダイ金型（上型１０２Ａ及び下型１０２Ｂ）を作製した。
さらに、表２に示すめっき鋼板及びダイ金型を用いて、後述の評価を実施した。

＜条件番号５Ａ：実施例Ａ４＞
条件番号２Ａにおいて、イオン窒化処理を施した後、試験面の研磨を行わない状態で窒化層を形成した。ついて、この窒化層上に硬質コーティング層としてのＰＶＤ膜を形成した。

・ＰＶＤ膜の形成
母材の窒化層を形成した箇所に、アークイオンプレーティング装置を用い、圧力０．５ＰａのＡｒ雰囲気中で、母材に−４００ＶのＢｉａｓ電圧を印加し、６０分の熱フィラメントによるプラズマクリーニングを行った。この後、金属成分の蒸発源である金属製ターゲット及び反応ガスとしてＮ_２ガスを用い、母材温度５００℃、反応ガス圧力３．０Ｐａ、−５０ＶのＢｉａｓ電圧にてＰＶＤ膜の成膜を行った。なお、蒸発源である金属製ターゲットには、表２に記載の組成を満たすＰＶＤ膜が形成される金属組成のものを用いた。
ＰＶＤ膜の形成後、鋼板接触面におけるめっき鋼板１０と接触（摺動）する方向に向かって、研磨シートを摺動させて研磨を行った。
得られたダイ金型の鋼板接触面におけるめっき鋼板１０との摺動方向におけるスキューネス（Ｒｓｋ）、及び鋼板接触面における硬さＨｖ＿Ｄｉｅを表２に示す。さらに、表２に示すめっき鋼板及びダイ金型を用いて、後述の評価を実施した。

＜条件番号６Ａ〜１２Ａ：実施例Ａ５及び比較例Ａ２〜Ａ７＞
ＰＶＤ膜の組成を下記表２に記載ものとし、かつそのＰＶＤ膜の硬度を下記表２に記載の値となるよう調整した。また、条件番号５Ａにおいて、ＰＶＤ膜の研磨の度合いを変更することで、ダイ金型の鋼板接触面におけるめっき鋼板１０との摺動方向におけるスキューネス（Ｒｓｋ）が下記表２に記載の値となるよう調整して、ダイ金型（上型１０２Ａ及び下型１０２Ｂ）を作製した。
さらに、表２に示すめっき鋼板及びダイ金型を用いて、後述の評価を実施した。

＜条件番号１３Ａ：実施例Ａ６＞
条件番号２Ａにおいて、窒化層の硬度を下記表２に記載の値となるよう調整した。また、窒化層の研磨の度合いを変更することで、ダイ金型の鋼板接触面におけるめっき鋼板１０との摺動方向におけるスキューネス（Ｒｓｋ）が下記表２に記載の値となるよう調整して、ダイ金型（上型１０２Ａ及び下型１０２Ｂ）を作製した。
さらに、表２に示すめっき鋼板及びダイ金型を用いて、後述の評価を実施した。

＜条件番号１４Ａ：比較例Ａ８＞
条件番号１Ａにおいて、鋼板接触面の研磨の度合いを変更することで、ダイ金型の鋼板接触面におけるめっき鋼板１０との摺動方向におけるスキューネス（Ｒｓｋ）が下記表２に記載の値となるよう調整して、ダイ金型（上型１０２Ａ及び下型１０２Ｂ）を作製した。
さらに、表２に示すめっき鋼板及びダイ金型を用いて、後述の評価を実施した。

＜条件番号１５Ａ〜１６Ａ：実施例Ａ６〜Ａ７＞
表２の条件に従って、ダイ金型（上型１０２Ａ及び下型１０２Ｂ）を作製した。
さらに、表２に示すめっき鋼板及びダイ金型を用いて、後述の評価を実施した。

＜評価＞
・金型摩耗
まず、熱間潤滑性の評価装置を準備した。図６に示す熱間潤滑性の評価装置は、近赤外線加熱炉１００と、上型１０２Ａ及び下型１０２Ｂからなる金型とを備えている。上型１０２Ａ及び下型１０２Ｂは、めっき鋼板の引き抜き方向に直交する方向に伸びた幅１０ｍｍの凸部を有しており、互いの凸部の頂面で供試材を挟み込むことで、所定の押付け荷重を掛ける。また、熱間潤滑性の評価装置には、近赤外線加熱炉１００で加熱しためっき鋼板、及び、金型で挟み込むときのめっき鋼板の温度を測定するための熱電対（不図示）も設けられている。なお、図６中、１０はめっき鋼板の供試材を示す。
図６に示す熱間潤滑性の評価装置を用いて、近赤外線加熱炉１００により、窒素雰囲気で、３０ｍｍ×５００ｍｍの供試材を９２０℃加熱した後、約６５０℃となった供試材を、上型１０２Ａ及び下型１０２Ｂからなる金型で３ｋＮの押付け荷重をかけつつ（つまり供試材を金型に摺動させつつ）、引き抜いた。なお、引抜き長さは１００ｍｍ、引抜き速度は４０ｍｍ／ｓとした。なお、９２０℃に加熱する際の平均昇温速度は、７．５℃／秒とした。

上記の熱間潤滑性の評価試験前後における「熱間潤滑性の測定装置の金型」のめっき鋼板１０と接触（摺動）する鋼板接触面の表面形状差分を分析することで、金型の摩耗量を測定した。具体的には、接触式の形状測定機を用いて、摺動前後の摺動部における金型表面のプロファイルを計測して、金型摩耗量を測定した。なお、金型摩耗量は、上型及び下型のそれぞれの表面のプロファイルから平均摩耗量を算出し、それらの平均値とした。
得られた金型摩耗量から、以下の評価基準により評価した。
Ａ：金型摩耗量０．５μｍ以下
Ｂ：金型摩耗量０．５μｍ超え１μｍ以下
Ｃ：金型摩耗量１μｍ超え２μｍ以下
Ｄ：金型摩耗量２μｍ超え

・凝着
金型への凝着について、以下の試験により評価した。
上記の熱間潤滑性の評価試験前後における「熱間潤滑性の測定装置の金型」のめっき鋼板１０と接触（摺動）する鋼板接触面の表面形状差分を分析することで、金型の凝着量を測定した。具体的には、接触式の形状測定機を用いて、摺動前後の摺動部における金型表面のプロファイルを計測して、凝着物付着部の高さが最大となる位置での凝着高さ（以下、金型最大凝着高さ）を測定した。なお、金型最大凝着高さは、上型及び下型の凝着高さのうちの最大値とした。
得られた金型最大凝着高さから、以下の評価基準により評価した。
Ａ：金型最大凝着高さ０．５μｍ以下
Ｂ：金型最大凝着高さ０．５μｍ超え１μｍ以下
Ｃ：金型最大凝着高さ１μｍ超え３μｍ以下
Ｄ：金型最大凝着高さ３μｍ超え

・摩擦係数
金型と鋼板との摩擦係数について、以下の試験により評価した。
上記の熱間潤滑性の評価試験後における「熱間潤滑性の測定装置の金型」の鋼板接触面と、めっき鋼板１０との摩擦係数を下記方法により測定した。
上記の熱間潤滑性の評価試験中において、引抜き荷重を測定し、押付け荷重と測定された引抜き荷重を用いて摩擦係数を算出した。

表２から、実施例Ａ１〜Ａ６では、ダイ金型の鋼板接触面に、摺動方向へのスキューネス（Ｒｓｋ）が−５．０以上１．２以下、かつ硬さＨｖ＿ＤｉｅがＨＶ１０００以上１５５０以下である硬質層を形成したことで、ダイ金型の摺動面の磨耗を低減できることを確認した。具体的には、スキューネス（Ｒｓｋ）が１．３、かつ硬さＨｖ＿ＤｉｅがＨＶ５５０である比較例Ａ１に比べ、各実施例ではダイ金型の摺動面の磨耗を低減できている。
また、Ｈｖ＿ＤｉｅがＨＶ１５５０を超える比較例Ａ２〜Ａ７に比べ、各実施例では凝着を抑制できている。

−実施例Ｂ／ＧＩめっき鋼板を用いたプレス成形品の作製−
≪ダイ金型の作製≫
前記「実施例Ａ」における条件番号１Ａ、２Ａ、３Ａ、４Ａ、５Ａ、６Ａ、１０Ａ、１２Ａ、１３Ａにて作製したダイ金型において、その形状を図２Ａ及び図２Ｂに示すプレス成形品を成形し得る形状のものにすると共に、第２稜線部において曲率半径が最小となる箇所での該曲率半径［Ｒ_ｍｉｎ］が下記表３に記載の値となる形状のものに変更し、且つ母材を縦壁部での硬さＨｖ＿Ｄｉｅが下記表３に記載のものに変更したこと以外、「実施例Ａ」における各条件番号と同様にしてダイ金型を作製した。
なお、窒化層及びＰＶＤ膜の成形箇所は、プレス成形時に金型と材料が接触すると想定される全域にわたり形成した。

≪プレス成形品の作製≫
表３に記載の条件番号のダイ金型を用い、炉温設定：９２０℃、材炉５分（成形品番号１１Ａのみ材炉６分）、成形開始温度：６５０℃にて熱間プレス成形を行った。
得られたプレス成形品について、第２稜線部において曲率半径が最小となる箇所での該曲率半径［Ｒ_ｍｉｎ］、ＺｎＯ層平均厚さ、フランジ部の曲率半径が最小となる箇所ＰＢ０_ｍｉｎに対応する天板部における幅方向での中心箇所ＰＢ１_ｍｉｎでの平滑度［ＳａＢ１］、箇所ＰＢ０_ｍｉｎに対応する縦壁部における高さ方向での中心箇所ＰＢ２_ｍｉｎでの平滑度［ＳａＢ２］、天板部における箇所ＰＢ１_ｍｉｎでの表面性状のアスペクト比［ＳｔｒＢ１］、縦壁部における箇所ＰＢ２_ｍｉｎでの表面性状のアスペクト比［ＳｔｒＢ２］を、前述の方法により測定した。
さらに、表３に示すプレス成形品を用いて、後述の評価を実施した。

＜評価＞
・縦壁部の表面品位
得られた各成形品番号のプレス成形品に対し、膜厚１５μｍの電着塗装、さらに膜厚２０μｍの上塗りを実施した後の製品に対し、縦壁部での表面品位を、以下の基準により判定した。
Ａ：表面品位優（光沢度差＜１５，表面に傷なし）
Ｂ：表面品位ＯＫ（１５≦光沢度差＜３０，表面に傷なし）
Ｃ：表面品位ＮＧ（光沢度差≧３０，表面に傷なし）
Ｄ：表面欠陥ありＮＧ（製品表面に筋状の傷あり）

・光沢度差
天板部のうち側面側から観察した場合にフランジ部の曲率半径が最小となる箇所ＰＢ０_ｍｉｎに対応する天板部における幅方向での中心箇所ＰＢ１_ｍｉｎと、縦壁部のうち側面側から観察した場合に箇所ＰＢ０_ｍｉｎに対応する縦壁部における高さ方向での中心箇所ＰＢ２_ｍｉｎとの光沢度を、それぞれ以下の方法により測定し、この２箇所での光沢度の差を算出した。
なお、光沢度の測定は、ＪＩＳ Ｚ ８７４１に規定される、黒色鏡面ガラスｎ＝１．５６７の反射率を基準１００とした反射率の相対値を、光の入射角度６０°で計測した。

・成形品番号１Ａ
第２稜線部での最小曲率半径［Ｒ_ｍｉｎ］が大きく、縦壁部に掛かる面圧が低いと考えられ、平滑度の差［ＳａＢ１−ＳａＢ２］が小さくなっている。

・成形品番号２Ａ〜４Ａ、１２Ａ、１３Ａ
第２稜線部での最小曲率半径［Ｒ_ｍｉｎ］が小さく、縦壁部に掛かる面圧が高いと考えられ、平滑度の差［ＳａＢ１−ＳａＢ２］が大きくなっている。
スキューネス（Ｒｓｋ）が１．２超えとの条件及び硬さＨｖ＿ＤｉｅがＨＶ１０００未満との条件の少なくとも一方を満たす金型を用いた熱間プレス成形、並びに硬さＨｖ＿ＤｉｅがＨＶ１５５０超えとの条件を満たす金型を用いた熱間プレス成形では、金型へのめっき凝着が発生し、縦壁にスクラッチ傷が発生するため、表面状態の異方性を示すパラメータである縦壁部表面性状のアスペクト比［ＳｔｒＢ２］が大きく低下し、０に近くなっている。
また、縦壁部のスクラッチ傷部分とＺｎＯ層の光の反射度合に差があるため、光沢度の差が大きくなっている。

・成形品番号５Ａ〜７Ａ
第２稜線部での最小曲率半径［Ｒ_ｍｉｎ］が小さく、縦壁部に掛かる面圧が高いと考えられ、平滑度の差［ＳａＢ１−ＳａＢ２］が大きくなっている。
しかし、スキューネス（Ｒｓｋ）が１．２以下との条件及び硬さＨｖ＿ＤｉｅがＨＶ１０００以上ＨＶ１５５０以下との条件の両方を満たす金型を用いた熱間プレス成形では、縦壁部でのスクラッチ傷の発生が抑制され、表面状態の異方性を示すパラメータである縦壁部表面性状のアスペクト比［ＳｔｒＢ２］の低下も抑制される。
そのため、縦壁部と天板部の光沢度の差は小さくなっている。

・成形品番号８Ａ〜１０Ａ
プレス成形品の母材強度が異なる例である。

・成形品番号１１Ａ
ＺｎＯ層の厚さ（平均厚さ）が厚い場合の例である。

また、遅れ破壊の評価を陰極水素チャージ試験法（参考文献：大村朋彦ほか：鉄と鋼，Ｖｏｌ．１００，Ｎｏ．１０，２０１４，ｐｐ．１２８９）により、保持時間４８時間、鋼材中の水素量が飽和する条件で実施した。成形品の縦壁部の表面でのクラックの有無を観察したところ、成形品番号７Ａでは「○（クラックなし）」評価であったのに対し、成形品番号３Ａでは「×（クラックあり）」との評価であった。

≪Ｚｎ−Ｎｉめっき鋼板の作製≫
＜Ｚｎ−Ｎｉめっき鋼板（Ｚ１）＞
板厚１．６ｍｍの冷延鋼板（質量％で、Ｃ：０．２１％、Ｓｉ：０．１２％、Ｍｎ：１．２１％、Ｐ：０．０２％、Ｓ：０．０１２％、Ｔｉ：０．０２％、Ｂ：０．０３％、Ａｌ：０．０４％、並びに残部：Ｆｅ及び不純物）を鋼母材として準備し、この鋼母材の両面に電気めっき処理によりＺｎ−Ｎｉめっき層を形成した。

硫酸ニッケル六水和物及び硫酸亜鉛七水和物を含有する、ｐＨ１．５、温度５０℃のめっき浴中で、電流密度を調整して電気めっき処理を施してＺｎ−Ｎｉめっき層を形成した。このようにして、Ｚｎ−Ｎｉめっき鋼板（Ｚ１）の供試材を得た。
なお、Ｚｎ−Ｎｉめっき層の成分組成は、質量％で、Ｎｉ：１２％を含有し、かつ残部：Ｚｎ及び不純物からなる。

＜Ｚｎ−Ｎｉめっき鋼板（Ｚ２）＞
Ｚｎ−Ｎｉめっき層の上面及び下面での付着量（目付量）を下記表４に記載の通りに変更したこと以外は、Ｚｎ−Ｎｉめっき鋼板（Ｚ１）と同様にしてＺｎ−Ｎｉめっき鋼板の供試材を得た。

＜Ｚｎ−Ｎｉめっき鋼板（Ｚ３）＞
２層のめっき層を積層した積層型のＺｎ−Ｎｉめっき鋼板を形成した。
Ｚｎ−Ｎｉめっき鋼板（Ｚ１）で得た鋼母材の両面に、電気めっき処理により１層目（下層）及び２層目（上層）のＺｎ−Ｎｉめっき層を形成した。

まず、硫酸ニッケル六水和物及び硫酸亜鉛七水和物を含有する、ｐＨ３．０、温度５０℃のめっき浴中で、電流密度を調整して電気めっき処理を施して下層のＺｎ−Ｎｉめっき層を形成した。なお、下層の成分組成は、質量％で、Ｎｉ：６０％を含有し、かつ残部：Ｚｎ及び不純物からなる。
次に、硫酸ニッケル六水和物及び硫酸亜鉛七水和物を含有する、ｐＨ１．５、温度５０℃のめっき浴中で、電流密度を調整して電気めっき処理を施してＺｎ−Ｎｉめっき層を形成した。なお、Ｚｎ−Ｎｉめっき層の成分組成は、質量％で、Ｎｉ：１２％を含有し、かつ残部：Ｚｎ及び不純物からなる。
このようにして、積層型のＺｎ−Ｎｉめっき鋼板（Ｚ３）の供試材を得た。

＜Ｚｎ−Ｎｉめっき鋼板（Ｚ４）＞
Ｚｎ−Ｎｉめっき鋼板（Ｚ１）に対し、さらにＺｎＯ皮膜を形成した。具体的には、両面のＺｎ−Ｎｉめっき層上に、薬液（シーアイ化成（株）社製ｎａｎｏｔｅｋ ｓｌｕｒｒｙ、酸化亜鉛粒の粒径＝７０ｎｍ）をロールコーターで塗布し、約８０℃で焼きつける作業をそれぞれ施し、付着量（Ｚｎ換算量）０．６ｇ／ｍ^２のＺｎＯ皮膜を両面に形成して、Ｚｎ−Ｎｉめっき鋼板の供試材を得た。

−実施例Ｃ（Ｚｎ−Ｎｉめっき鋼板の実施例）−
≪ダイ金型の作製≫
＜条件番号１Ｃ：比較例Ｃ１＞
・母材
表４に記載される材質の鋼を用意し、焼鈍状態にて図６に示す上型１０２Ａ及び下型１０２Ｂに近似した形状に粗加工し、真空中１１８０℃の加熱保持より窒素ガス冷却により焼入れ後、５４０〜５８０℃での焼戻しにより６４ＨＲＣに調質した。その後、仕上げ加工を行って、ダイ金型の母材を得た。
窒化層及びＰＶＤ膜は形成せず、前記母材自体をダイ金型（上型１０２Ａ及び下型１０２Ｂ）として用いた。
得られたダイ金型の鋼板接触面について、接触（摺動）するめっき鋼板１０の摺動方向におけるスキューネス（Ｒｓｋ）を、前述の方法により測定した。また、得られたダイ金型の鋼板接触面について、硬さＨｖ＿Ｄｉｅを、前述の方法により測定した。
さらに、表５に示すめっき鋼板及びダイ金型を用いて、後述の評価を実施した。

＜条件番号２Ｃ：実施例Ｃ１＞
・窒化層の形成
条件番号１Ｃで得た母材（上型１０２Ａ及び下型１０２Ｂ）におけるめっき鋼板１０と接触（摺動）する鋼板接触面に、窒化層を形成した。
前記母材に、次に示す条件にてイオン窒化処理を施した。つまり、流量比５％Ｎ_２（残Ｈ_２）雰囲気中で、５００℃、５時間保持の条件でイオン窒化処理を施した後、それぞれの試験面を研磨によって仕上げ、窒化層を形成した。
なお、上記研磨の際に、鋼板接触面におけるめっき鋼板１０と接触（摺動）する方向に向かって、研磨シートを摺動させて研磨を行った。
得られたダイ金型の鋼板接触面におけるめっき鋼板１０との摺動方向におけるスキューネス（Ｒｓｋ）、及び鋼板接触面における硬さＨｖ＿Ｄｉｅを表５に示す。さらに、表５に示すめっき鋼板及びダイ金型を用いて、後述の評価を実施した。

＜条件番号３Ｃ〜４Ｃ：実施例Ｃ２〜Ｃ３＞
条件番号２Ｃにおいて、窒化層の研磨の度合いを変更することで、ダイ金型の鋼板接触面におけるめっき鋼板１０との摺動方向におけるスキューネス（Ｒｓｋ）が下記表５に記載の値となるよう調整して、ダイ金型（上型１０２Ａ及び下型１０２Ｂ）を作製した。
さらに、表５に示すめっき鋼板及びダイ金型を用いて、後述の評価を実施した。

＜条件番号５Ｃ：実施例Ｃ４＞
条件番号２Ｃにおいて、イオン窒化処理を施した後、試験面の研磨を行わない状態で窒化層を形成した。ついて、この窒化層上に硬質コーティング層としてのＰＶＤ膜を形成した。

＜条件番号１５Ｃ〜１６Ｃ：実施例Ｃ６〜ＣＣ７＞
表５の条件に従って、ダイ金型（上型１０２Ａ及び下型１０２Ｂ）を作製した。
さらに、表５に示すめっき鋼板及びダイ金型を用いて、後述の評価を実施した。

・ＰＶＤ膜の形成
母材の窒化層を形成した箇所に、アークイオンプレーティング装置を用い、圧力０．５ＰａのＡｒ雰囲気中で、母材に−４００ＶのＢｉａｓ電圧を印加し、６０分の熱フィラメントによるプラズマクリーニングを行った。この後、金属成分の蒸発源である金属製ターゲット及び反応ガスとしてＮ_２ガスを用い、母材温度５００℃、反応ガス圧力３．０Ｐａ、−５０ＶのＢｉａｓ電圧にてＰＶＤ膜の成膜を行った。なお、蒸発源である金属製ターゲットには、表５に記載の組成を満たすＰＶＤ膜が形成される金属組成のものを用いた。
ＰＶＤ膜の形成後、鋼板接触面におけるめっき鋼板１０と接触（摺動）する方向に向かって、研磨シートを摺動させて研磨を行った。
得られたダイ金型の鋼板接触面におけるめっき鋼板１０との摺動方向におけるスキューネス（Ｒｓｋ）、及び鋼板接触面における硬さＨｖ＿Ｄｉｅを表５に示す。さらに、表５に示すめっき鋼板及びダイ金型を用いて、後述の評価を実施した。

＜条件番号６Ｃ〜１２Ｃ：実施例Ｃ５及び比較例Ｃ２〜Ｃ７＞
ＰＶＤ膜の組成を下記表５に記載ものとし、かつそのＰＶＤ膜の硬度を下記表５に記載の値となるよう調整した。また、条件番号５Ｃにおいて、ＰＶＤ膜の研磨の度合いを変更することで、ダイ金型の鋼板接触面におけるめっき鋼板１０との摺動方向におけるスキューネス（Ｒｓｋ）が下記表５に記載の値となるよう調整して、ダイ金型（上型１０２Ａ及び下型１０２Ｂ）を作製した。
さらに、表５に示すめっき鋼板及びダイ金型を用いて、後述の評価を実施した。

＜条件番号１３Ｃ：実施例Ｃ６＞
条件番号２Ｃにおいて、窒化層の硬度を下記表５に記載の値となるよう調整した。また、窒化層の研磨の度合いを変更することで、ダイ金型の鋼板接触面におけるめっき鋼板１０との摺動方向におけるスキューネス（Ｒｓｋ）が下記表５に記載の値となるよう調整して、ダイ金型（上型１０２Ａ及び下型１０２Ｂ）を作製した。
さらに、表５に示すめっき鋼板及びダイ金型を用いて、後述の評価を実施した。

＜条件番号１４Ｃ：比較例Ｃ８＞
条件番号１Ｃにおいて、鋼板接触面の研磨の度合いを変更することで、ダイ金型の鋼板接触面におけるめっき鋼板１０との摺動方向におけるスキューネス（Ｒｓｋ）が下記表５に記載の値となるよう調整して、ダイ金型（上型１０２Ａ及び下型１０２Ｂ）を作製した。
さらに、表５に示すめっき鋼板及びダイ金型を用いて、後述の評価を実施した。

＜評価＞
・金型摩耗
まず、熱間潤滑性の評価装置を準備した。図６に示す熱間潤滑性の評価装置は、近赤外線加熱炉１００と、上型１０２Ａ及び下型１０２Ｂからなる金型とを備えている。上型１０２Ａ及び下型１０２Ｂは、めっき鋼板の引き抜き方向に直交する方向に伸びた幅１０ｍｍの凸部を有しており、互いの凸部の頂面で供試材を挟み込むことで、所定の押付け荷重を掛ける。また、熱間潤滑性の評価装置には、近赤外線加熱炉１００で加熱しためっき鋼板、及び、金型で挟み込むときのめっき鋼板の温度を測定するための熱電対（不図示）も設けられている。なお、図６中、１０はめっき鋼板の供試材を示す。
図６に示す熱間潤滑性の評価装置を用いて、近赤外線加熱炉１００により、窒素雰囲気で、３０ｍｍ×５００ｍｍの供試材を９２０℃加熱した後、約７００℃となった供試材を、上型１０２Ａ及び下型１０２Ｂからなる金型で３ｋＮの押付け荷重をかけつつ（つまり供試材を金型に摺動させつつ）、引き抜いた。なお、引抜き長さは１００ｍｍ、引抜き速度は４０ｍｍ／ｓとした。なお、９２０℃に加熱する際の平均昇温速度は、７．５℃／秒とした。

上記の熱間潤滑性の評価試験前後における「熱間潤滑性の測定装置の金型」のめっき鋼板１０と接触（摺動）する鋼板接触面の表面形状差分を分析することで、金型の摩耗量を測定した。具体的には、接触式の形状測定機を用いて、摺動前後の摺動部における金型表面のプロファイルを計測して、金型摩耗量を測定した。なお、金型摩耗量は、上型及び下型のそれぞれの表面のプロファイルから平均摩耗量を算出し、それらの平均値とした。
得られた金型摩耗量から、以下の評価基準により評価した。
Ａ：金型摩耗量０．５μｍ以下
Ｂ：金型摩耗量０．５μｍ超え１μｍ以下
Ｃ：金型摩耗量１μｍ超え２μｍ以下
Ｄ：金型摩耗量２μｍ超え

・凝着
金型への凝着について、以下の試験により評価した。
上記の熱間潤滑性の評価試験前後における「熱間潤滑性の測定装置の金型」のめっき鋼板１０と接触（摺動）する鋼板接触面の表面形状差分を分析することで、金型の凝着量を測定した。具体的には、接触式の形状測定機を用いて、摺動前後の摺動部における金型表面のプロファイルを計測して、凝着物付着部の高さが最大となる位置での凝着高さ（以下、金型最大凝着高さ）を測定した。なお、金型最大凝着高さは、上型及び下型の凝着高さのうちの最大値とした。
得られた金型最大凝着高さから、以下の評価基準により評価した。
Ａ：金型最大凝着高さ０．５μｍ以下
Ｂ：金型最大凝着高さ０．５μｍ超え１μｍ以下
Ｃ：金型最大凝着高さ１μｍ超え３μｍ以下
Ｄ：金型最大凝着高さ３μｍ超え

・摩擦係数
金型と鋼板との摩擦係数について、以下の試験により評価した。
上記の熱間潤滑性の評価試験後における「熱間潤滑性の測定装置の金型」の鋼板接触面と、めっき鋼板１０との摩擦係数を下記方法により測定した。
上記の熱間潤滑性の評価試験中において、引抜き荷重を測定し、押付け荷重と測定された引抜き荷重を用いて摩擦係数を算出した。

表５から、実施例Ｃ１〜Ｃ６では、ダイ金型の鋼板接触面に、摺動方向へのスキューネス（Ｒｓｋ）が−５．０以上１．２以下、かつ硬さＨｖ＿ＤｉｅがＨＶ１０００以上１５５０以下である硬質層を形成したことで、ダイ金型の摺動面の磨耗を低減できることを確認した。具体的には、スキューネス（Ｒｓｋ）が１．３、かつ硬さＨｖ＿ＤｉｅがＨＶ５５０である比較例Ｃ１に比べ、各実施例ではダイ金型の摺動面の磨耗を低減できている。
また、Ｈｖ＿ＤｉｅがＨＶ１５５０を超える比較例Ｃ２〜Ｃ７に比べ、各実施例では凝着を抑制できている。

−実施例Ｄ／Ｚｎ−Ｎｉめっき鋼板を用いたプレス成形品の作製−
≪ダイ金型の作製≫
前記「実施例Ｃ」における条件番号１Ｃ、２Ｃ、３Ｃ、４Ｃ、５Ｃ、６Ｃ、１０Ｃ、１２Ｃ、１３Ｃにて作製したダイ金型において、その形状を図２Ａ及び図２Ｂに示すプレス成形品を成形し得る形状のものにすると共に、第２稜線部において曲率半径が最小となる箇所での該曲率半径［Ｒ_ｍｉｎ］が下記表６に記載の値となる形状のものに変更し、且つ母材を縦壁部での硬さＨｖ＿Ｄｉｅが下記表６に記載のものに変更したこと以外、「実施例Ｃ」における各条件番号と同様にしてダイ金型を作製した。
なお、窒化層及びＰＶＤ膜の成形箇所は、プレス成形時に金型と材料が接触すると想定される全域にわたり形成した。

≪プレス成形品の作製≫
表６に記載の条件番号のダイ金型を用い、炉温設定：９２０℃、材炉５分（成形品番号１１Ｃのみ材炉６分）、成形開始温度：７００℃にて熱間プレス成形を行った。
得られたプレス成形品について、第２稜線部において曲率半径が最小となる箇所での該曲率半径［Ｒ_ｍｉｎ］、ＺｎＯ層平均厚さ、フランジ部の曲率半径が最小となる箇所ＰＢ０_ｍｉｎに対応する天板部における幅方向での中心箇所ＰＢ１_ｍｉｎでの平滑度［ＳａＢ１］、箇所ＰＢ０_ｍｉｎに対応する縦壁部における高さ方向での中心箇所ＰＢ２_ｍｉｎでの平滑度［ＳａＢ２］、天板部における箇所Ｐ１_ｍｉｎでの表面性状のアスペクト比［ＳｔｒＢ１］、縦壁部における箇所ＰＢ２_ｍｉｎでの表面性状のアスペクト比［ＳｔｒＢ２］を、前述の方法により測定した。
さらに、表６に示すプレス成形品を用いて、後述の評価を実施した。

＜評価＞
・縦壁部の表面品位
得られた各成形品番号のプレス成形品に対し、膜厚１５μｍの電着塗装、さらに膜厚２０μｍの上塗りを実施した後の製品に対し、縦壁部での表面品位を、以下の基準により判定した。
Ａ：表面品位優（光沢度差＜１５，表面に傷なし）
Ｂ：表面品位ＯＫ（１５≦光沢度差＜３０，表面に傷なし）
Ｃ：表面品位ＮＧ（光沢度差≧３０，表面に傷なし）
Ｄ：表面欠陥ありＮＧ（製品表面に筋状の傷あり）

・光沢度差
天板部のうち側面側から観察した場合にフランジ部の曲率半径が最小となる箇所ＰＢ０_ｍｉｎに対応する天板部における幅方向での中心箇所ＰＢ１_ｍｉｎと、縦壁部のうち側面側から観察した場合に箇所ＰＢ０_ｍｉｎに対応する縦壁部における高さ方向での中心箇所ＰＢ２_ｍｉｎとの光沢度を、それぞれ以下の方法により測定し、この２箇所での光沢度の差を算出した。
なお、光沢度の測定は、ＪＩＳ Ｚ ８７４１に規定される、黒色鏡面ガラスｎ＝１．５６７の反射率を基準１００とした反射率の相対値を、光の入射角度６０°で計測した。

・成形品番号１Ｃ
第２稜線部での最小曲率半径［Ｒ_ｍｉｎ］が大きく、縦壁部に掛かる面圧が低いと考えられ、平滑度の差［ＳａＢ１−ＳａＢ２］が小さくなっている。

・成形品番号２Ｃ〜４Ｃ、１２Ｃ、１３Ｃ
第２稜線部での最小曲率半径［Ｒ_ｍｉｎ］が小さく、縦壁部に掛かる面圧が高いと考えられ、平滑度の差［ＳａＢ１−ＳａＢ２］が大きくなっている。
スキューネス（Ｒｓｋ）が１．２超えとの条件及び硬さＨｖ＿ＤｉｅがＨＶ１０００未満との条件の少なくとも一方を満たす金型を用いた熱間プレス成形、並びに硬さＨｖ＿ＤｉｅがＨＶ１５５０超えとの条件を満たす金型を用いた熱間プレス成形では、金型へのめっき凝着が発生し、縦壁にスクラッチ傷が発生するため、表面状態の異方性を示すパラメータである縦壁部表面性状のアスペクト比［ＳｔｒＢ２］が大きく低下し、０に近くなっている。
また、縦壁部のスクラッチ傷部分とＺｎＯ層の光の反射度合に差があるため、光沢度の差が大きくなっている。

・成形品番号５Ｃ〜７Ｃ
第２稜線部での最小曲率半径［Ｒ_ｍｉｎ］が小さく、縦壁部に掛かる面圧が高いと考えられ、平滑度の差［ＳａＢ１−ＳａＢ２］が大きくなっている。
しかし、スキューネス（Ｒｓｋ）が１．２以下との条件及び硬さＨｖ＿ＤｉｅがＨＶ１０００以上ＨＶ１５５０以下との条件の両方を満たす金型を用いた熱間プレス成形では、縦壁部でのスクラッチ傷の発生が抑制され、表面状態の異方性を示すパラメータである縦壁部表面性状のアスペクト比［ＳｔｒＢ２］の低下も抑制される。
そのため、縦壁部と天板部の光沢度の差は小さくなっている。

・成形品番号８Ｃ〜１０Ｃ
プレス成形品の母材強度が異なる例である。

・成形品番号１１Ｃ
ＺｎＯ層の厚さ（平均厚さ）が厚い場合の例である。

また、遅れ破壊の評価を陰極水素チャージ試験法（参考文献：大村朋彦ほか：鉄と鋼，Ｖｏｌ．１００，Ｎｏ．１０，２０１４，ｐｐ．１２８９）により、保持時間４８時間、鋼材中の水素量が飽和する条件で実施した。成形品の縦壁部の表面でのクラックの有無を観察したところ、成形品番号６Ｃでは「○（クラックなし）」評価であったのに対し、成形品番号３Ｃでは「×（クラックあり）」との評価であった。

以上、添付図面を参照しながら本開示の好適な実施形態について詳細に説明したが、本開示はかかる例に限定されないことは言うまでもない。本開示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囲内において、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開示の技術的範囲に属するものと了解される。

符号の説明は、次の通りである。
１０ めっき鋼板
１１、１１１ ダイ金型（ダイス）
１１Ａ、１１１Ａ 鋼板接触面
１１Ｂ、１１１Ｂ ダイ肩部
１１Ｃ、１１１Ｃ 硬質層
１１Ｄ、１１１Ｄ ダイ穴
１２ ホルダー（鋼板おさえ金型）
１２Ｃ 第二硬質層
１３ パンチ
３０、４０、５０ 熱間プレス成形品
３１、４１、５１ 天板部
３２、４２、５２ａ、５２ｂ 第１稜線部
３３、４３、５３ａ、５３ｂ 縦壁部
３４、４４、５４ａ、５４ｂ 第２稜線部
３５、４５、５５ａ、５５ｂ フランジ部
１００ 近赤外線加熱炉
１０２Ａ 上型
１０２Ｂ 下型
１１２ 鋼板
１１３ パンチ金型
１１３Ｃ 第二硬質層
１１４Ａ、１１４Ｂ めっき層
１１６Ａ、１１６Ｂ 亜鉛化合物層または金属亜鉛層

なお、日本国特許出願第２０１８−１２７８９３号の開示はその全体が参照により本明細書に取り込まれる。
本明細書に記載された全ての文献、特許出願、および技術規格は、個々の文献、特許出願、および技術規格が参照により取り込まれることが具体的かつ個々に記された場合と同程度に、本明細書中に参照により取り込まれる。

Claims (15)

1. 熱間プレス成形品の製造方法であって、
   溶融亜鉛めっき層及び亜鉛ニッケルめっき層からなる群より選択される少なくとも一種のめっき層を有するめっき鋼板を、ダイ金型のダイ穴を塞いで前記ダイ金型上に配置すること、および
   前記めっき鋼板に前記ダイ金型を用いて熱間プレス成形すること、
   を有し、
   前記ダイ金型は、前記ダイ穴の外側の表面であって且つ前記熱間プレス成形される前の前記めっき鋼板と接触する鋼板接触面のうち、ダイ肩部に隣接する全領域に、前記ダイ穴の外側から内側に向かう方向に測定したスキューネス（Ｒｓｋ）が−５．０以上１．２以下、かつ硬さＨｖ＿ＤｉｅがＨＶ１０００以上１５５０以下である硬質層を有する熱間プレス成形品の製造方法。
2. 前記硬質層は、最表層として窒化層を有する層である請求項１に記載の熱間プレス成形品の製造方法。
3. 前記硬質層は、窒化層と、前記窒化層の表面にある硬質コーティング層と、を含む層である請求項１又は請求項２に記載の熱間プレス成形品の製造方法。
4. 前記めっき鋼板が、前記めっき層の上に最表層として亜鉛化合物層または金属亜鉛層を有する請求項１〜請求項３のいずれか１項に記載の熱間プレス成形品の製造方法。
5. 鋼板製のプレス成形品であって、
   前記鋼板は、硬さＨｖ＿ＰａｒｔｓがＨＶ４００以上である鋼母材と、前記鋼母材上に溶融亜鉛めっき層及び亜鉛ニッケルめっき層からなる群より選択される少なくとも一種のめっき層と、前記めっき層上に最表層として酸化亜鉛層と、を有し、
   前記プレス成形品は、天板部と、前記天板部に第１稜線部を介して接続する縦壁部と、前記縦壁部に第２稜線部を介して接続するフランジ部と、を有し、
   前記第２稜線部において曲率半径が最小となる箇所での該曲率半径［Ｒ_ｍｉｎ］が３ｍｍ以上１０ｍｍ未満であり、
   前記プレス成形品の長手方向に直交かつ前記天板部に平行な方向から前記プレス成形品を投影した前記フランジ部の曲率半径が最小となる箇所ＰＢ０_ｍｉｎを含む前記プレス成形品の横断面において、前記天板部における幅方向での中心箇所ＰＢ１_ｍｉｎでの平滑度［ＳａＢ１］と、前記縦壁部における高さ方向での中心箇所ＰＢ２_ｍｉｎでの平滑度［ＳａＢ２］と、の差［ＳａＢ１−ＳａＢ２］が０．３５μｍ以上であり、
   前記天板部における前記箇所ＰＢ１_ｍｉｎでの表面性状のアスペクト比［ＳｔｒＢ１］と、前記縦壁部における前記箇所ＰＢ２_ｍｉｎでの表面性状のアスペクト比［ＳｔｒＢ２］と、の差［ＳｔｒＢ１−ＳｔｒＢ２］が０．５０以下であるプレス成形品。
6. 前記酸化亜鉛層の平均厚さが０．３μｍ以上２．０μｍ以下である請求項５に記載のプレス成形品。
7. 溶融亜鉛めっき層及び亜鉛ニッケルめっき層からなる群より選択される少なくとも一種のめっき層を有するめっき鋼板の熱間プレス成形に用いられ、
   ダイ穴の外側の表面且つダイ肩部に隣接するダイ肩隣接面のうち、前記ダイ肩部に隣接する全領域に、ダイ穴の外側から内側に向かう方向に測定したスキューネス（Ｒｓｋ）が−５．０以上１．２以下、かつ硬さＨｖ＿ＤｉｅがＨＶ１０００以上１５５０以下である硬質層を有するダイ金型。
8. 前記硬質層は、最表層として窒化層を有する層である請求項７に記載のダイ金型。
9. 前記硬質層は、窒化層と、前記窒化層の表面にある硬質コーティング層と、を含む層である請求項７又は請求項８に記載のダイ金型。
10. 溶融亜鉛めっき層及び亜鉛ニッケルめっき層からなる群より選択される少なくとも一種のめっき層を有するめっき鋼板の熱間プレス成形に用いられ、
    請求項７〜請求項９のいずれか１項に記載のダイ金型と、パンチ金型と、を備え、
    前記パンチ金型は、前記ダイ金型の前記ダイ肩隣接面に対向する対向面のうち、前記ダイ金型が前記硬質層を有する箇所と対向する全領域に、パンチ部の外側から内側に向かう方向に測定したスキューネス（Ｒｓｋ）が−５．０以上１．２以下、かつ硬さＨｖ＿ＤｉｅがＨＶ１０００以上１５５０以下である第二硬質層を有する金型セット。
11. 前記第二硬質層は、最表層として第二窒化層を有する層である請求項１０に記載の金型セット。
12. 前記第二硬質層は、第二窒化層と、前記第二窒化層の表面にある第二硬質コーティング層と、を含む層である請求項１０又は請求項１１に記載の金型セット。
13. 溶融亜鉛めっき層及び亜鉛ニッケルめっき層からなる群より選択される少なくとも一種のめっき層を有するめっき鋼板の熱間プレス成形に用いられ、
    請求項７〜請求項９のいずれか１項に記載のダイ金型と、鋼板おさえ金型と、を備え、
    前記鋼板おさえ金型は、前記ダイ金型の前記ダイ肩隣接面に対向する対向面のうち、前記ダイ金型が前記硬質層を有する箇所と対向する全領域に、パンチ挿通部の外側から内側に向かう方向に測定したスキューネス（Ｒｓｋ）が−５．０以上１．２以下、かつ硬さＨｖ＿ＤｉｅがＨＶ１０００以上１５５０以下である第二硬質層を有する金型セット。
14. 前記第二硬質層は、最表層として第二窒化層を有する層である請求項１３に記載の金型セット。
15. 前記第二硬質層は、第二窒化層と、前記第二窒化層の表面にある第二硬質コーティング層と、を含む層である請求項１３又は請求項１４に記載の金型セット。