KR101531815B1 - 강판의 프레스 성형 방법 - Google Patents

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Abstract

딥 드로잉 성형의 성형 후기에 장출부(A)를 장출 성형할 때, 딥 드로잉 성형 공정을 100℃ 내지 250℃의 온간에서 실행하고, 장출 성형 공정을 50℃ 미만의 냉간에서 실행함으로써, 딥 드로잉 성형되는 컵 형상의 저부에 장출부(A)가 장출 성형되며, 딥 드로잉 성형과 장출 성형의 성형 요소를 포함하는 프레스 성형 부품을, 높은 생산성을 확보할 수 있는 10mm/sec 이상의 빠른 성형 속도로 프레스 성형할 수 있도록 하고, 프레스 성형 중의 강판 온도를 100℃ 내지 350℃로 하고, 장출 성형을 실행하는 성형 후기의 성형 속도를, 장출 성형을 실행하지 않는 성형 전기의 성형 속도보다 느리게 함으로써, 장출부(A)에서의 균열을 방지하고, 프레스 성형 한계를 향상시켜, 딥 드로잉 성형과 장출 성형을 포함한 프레스 성형 부품을 고강도 강판으로 프레스 성형할 수 있도록 했다.

Description

강판의 프레스 성형 방법{PRESS FORMING METHOD FOR STEEL PLATE}
본 발명은 강판의 프레스 성형 방법에 관한 것이다.
자동차용 등의 프레스 성형 부품에는 다양한 형상의 것이 있으며, 이들 부품의 프레스 성형에서는, 딥 드로잉 성형(deep drawing), 장출 성형(bulging), 연신 플랜지 성형(stretch flanging), 굽힘 성형(bending) 등의 복수의 성형 요소가 조합되는 것이 일반적이다. 이들 부품 중, 프레스 성형이 어려운 부품으로서, 예를 들어 도 8에 도시하는 도어 인너(door inner)와 같이, 본체의 저부에 볼록형상이나 오목형상의 장출부(A)를 갖는 것이 있다. 이와 같은 부품에서는, 딥 드로잉 성형의 성형 후기에, 장출부(A)가 장출 성형된다. 이러한 종류의 프레스 성형 부품으로서는, 도어 인너 이외에, 도어 아우터(door outer), 프론트 필러(front pillar), 센터 필러(center pillar), 리어 플로어(rear floor), 사이드실(side sill) 등을 들 수 있다. 또한, 딥 드로잉 성형은 재료를 다이(die) 내로 유입시켜 성형하는 것이며, 장출 성형은 다이 내의 재료를 연신시켜서 성형하는 것이다.
통상, 이들 부품을 생산하는 프레스 공장에서는, 생산성을 확보하기 위해서, 10mm/sec 이상의 빠른 성형 속도로 프레스 성형을 실행하고 있으며, 높은 생산성을 추구하는 자동차 부품의 프레스 공장에서는, 70mm/sec 정도의 고속 성형 속도로 프레스 성형을 실행하는 경우가 많다. 또한, 여기에서 말하는 성형 속도는, 펀치가 블랭크(blank)에 접촉하여, 실제로 성형이 개시되고 나서 종료할 때까지의 평균 성형 속도이다.
최근, 자동차 분야에서는, 연비를 향상시켜서 이산화탄소의 배출량을 삭감하기 위해, 프레스 성형 부품에 고강도 강판(high tensile steel sheet)을 사용하여, 차체를 경량화하는 경쟁이 적극적으로 진행되고 있다. 일부의 프레스 성형 부품에는, 인장 강도 980MPa급 이상의 고강도 강판도 사용되도록 되어 있다.
강판은 강도가 증가할수록 연성이 저하한다는 것은 잘 알려져 있으며, 프레스 성형성도 저하한다. 이 때문에, 보다 강도가 높은 강판을 보다 광범위한 프레스 성형 부품에 적용할 수 있도록, 재료의 면에서는, 강도·연성 밸런스가 우수한 고강도 강판의 개발이 진행되며, 가공 기술의 면에서는, 프레스 성형 한계를 향상시키는 프레스 성형 방법의 개발이 진행되고 있다.
지금까지 개발된 강도·연성 밸런스가 우수한 고강도 강판으로서는, 페라이트상과 마르텐사이트상으로 이루어지는 DP(dual phase; 2상) 강판, 잔류 오스테나이트 변태 유기 소성을 갖는 TRIP(transformation induced plasticity)형의 강판 등을 들 수 있다(예를 들면, 비특허문헌 1 참조). 최근에는, 강도·연성 밸런스가 더욱 우수한 고강도 강판으로서, TRIP형에서 베이나이틱 페라이트를 모상으로 하는 TBF(trip aided bainitic ferrite) 강판도 개발되어 있다(예를 들면, 비특허문헌 2 참조).
한편, 프레스 성형 한계를 향상시키는 프레스 성형 방법으로서는, 펀치부의 강판 온도를 상온 이하, 블랭크 홀더부(blank holder part)의 강판 온도를 150℃ 이상으로 하여 프레스 성형하는 방법(예를 들면, 특허문헌 1 참조)이나, TRIP형의 강판을 대상으로 하여, 다이 숄더부의 금형 온도를 150℃ 내지 200℃, 펀치 숄더부의 금형 온도를 -30℃ 내지 0℃로 하여 프레스 성형하는 방법(예를 들면, 특허문헌 2 참조)이 제안되어 있다. 특허문헌 1, 2에 기재된 것은, 모두 딥 드로잉 성형을 실행하여, 블랭크 홀더부나 다이 숄더부에서의 부분적인 온간 성형에 의한 딥 드로잉 성형 한계의 향상 효과를 확인하고 있다.
또한, TBF 강판을 이용하여 프레스 성형성(장출성, 딥 드로잉성, 연신 플랜지성)에 미치는 성형 온도의 영향을 조사하는 각 시험을 실행하고, 장출성, 딥 드로잉성 및 연신 플랜지성이, 냉간보다 향상되는 온간 온도 영역이 있다는 것을 발견한 시험 결과도 보고되어 있다(예를 들면, 비특허문헌 3 참조). 비특허문헌 3에 기재된 것은, 장출성 시험과 연신 플랜지성 시험을, 실제의 프레스 공장에 있어서의 성형 속도(70mm/sec 정도)보다 매우 느린 1mm/min(0.017mm/sec)의 성형 속도로 실행하고 있다. 딥 드로잉성 시험은 200mm/min(3.3mm/sec)의 성형 속도로 실행하고 있다.
일본 특허 공개 제 2001-246427호 공보 일본 특허 공개 제 2007-111765호 공보
코미야 유키히사(小宮幸久)저, 「자동차용 철강 재료의 현상과 동향」, R&D 고베 제강 기보, Vol. 52, No. 3(2002년 12월), p. 2~5 카스야 코우지(粕谷康二), 무카이 요이치(向井陽一)저, 「TRIP형 베이나이틱 페라이트 강판의 기계적 성질에 미치는 합금 원소 및 소둔 조건의 영향」, R&D 고베 제강 기보, Vol. 57, No. 2(2007년 8월), p. 27~30 스기모토 키미카즈(杉本公一) 외 저, 「초고강도 저합금 TRIP형 베이나이틱 페라이트 강판의 온간 성형성」, 철과 강, Vol. 91, No. 2(2005년 2월), p. 34~40
상술한 딥 드로잉 성형과 장출 성형의 성형 요소를 포함하는 프레스 성형 부품은, 장출 성형되는 장출부에 균열이 발생하는 경우가 많아, 프레스 성형성의 향상이 요구되고 있다. 이러한 장출부에서의 균열은, 강판의 강도가 높아질수록 발생하기 쉬워져서, 프레스 성형 부품의 고강도화를 저해하는 요인이 되고 있다.
또한, 도 8에 도시한 도어 인너 등의 부품과 같이, 본체의 저부에 장출부를 갖고, 딥 드로잉 성형의 성형 후기에 장출 성형이 실행되는 프레스 성형 부품은, 고강도 강판을 이용한 프레스 성형이 곤란하여, 사용 강판의 고강도화가 그다지 진행되지 않은 것이 실태이다.
이와 같은 딥 드로잉 성형과 장출 성형의 성형 요소를 포함하는 프레스 성형 부품의 프레스 성형성을 향상시키기 위해서는, 또한 이와 같은 프레스 성형 부품에 사용하는 강판의 고강도화를 추진하기 위해서도, 특허문헌 1, 2 및 비특허문헌 3에 기재된 바와 같은 온간 성형법을 채용하는 것을 고려할 수 있지만, 높은 생산성을 확보할 수 있는 10mm/sec 이상의 빠른 성형 속도로, 이와 같은 부품을 온간 성형한 예는 보고되어 있지 않다. 본 발명자들은, 이후의 표 7a 및 표 7b에 비교예로서 나타내는 바와 같이, 이와 같은 프레스 성형 부품은, 강도·연성 밸런스가 우수한 고강도 강판을 사용해도, 고속의 성형 속도(70mm/sec)로는 온간 성형할 수 없다는 것을 확인하고 있다.
그래서, 본 발명의 제 1 과제는, 딥 드로잉 성형과 장출 성형의 성형 요소를 포함하는 프레스 성형 부품을 높은 생산성을 확보할 수 있는 10mm/sec 이상의 빠른 성형 속도로 프레스 성형할 수 있도록 하는 것이다.
또한, 본 발명의 제 2 과제는, 생산성의 저하를 억제하여, 딥 드로잉 성형과 장출 성형을 포함하는 프레스 성형 부품을 고강도 강판으로 프레스 성형할 수 있도록 하는 것이다.
상기 제 1 과제를 해결하기 위해서, 본 발명의 제 1 태양은, 적어도 1회의 딥 드로잉 성형 공정과 적어도 1회의 장출 성형 공정을 갖고, 각 성형 공정에서의 프레스 성형 속도를 10mm/sec 이상으로 한 강판의 프레스 성형 방법으로서, 상기 적어도 1회의 딥 드로잉 성형 공정을 100℃ 내지 250℃의 온간에서 실행하고, 상기 적어도 1회의 장출 성형 공정을 50℃ 미만의 냉간에서 실행하는 방법을 채용했다.
또한, 상기 제 2 과제를 해결하기 위해서, 본 발명의 제 2 태양은, 딥 드로잉 성형의 성형 후기에 장출 성형을 실행하는 강판의 프레스 성형 방법으로서, 상기 강판의 프레스 성형 중의 온도를 100℃ 내지 350℃로 하고, 상기 장출 성형을 실행하는 성형 후기의 성형 속도를, 장출 성형을 실행하지 않는 성형 전기의 성형 속도보다 느리게 한 방법을 채용했다.
본 발명자들은, 강판의 온도와 성형 속도를 변화시키고, 원통 펀치와 다이를 이용하여 딥 드로잉성 시험과 장출성 시험을 실행했다. 공시 블랭크는 판 두께 1.4mm의 980MPa급 TBF 강판으로 하고, 장출성 시험에서는 블랭크 직경을 크게 하는 동시에, 블랭크 홀더력을 크게 하여, 재료가 다이 내로 유입되지 않도록 했다. 시험 조건은 이하와 같다.
(시험 조건)
· 펀치 직경 : 50mm(숄더 반경 : 5mm)
· 다이 직경 : 54mm(숄더 반경 : 7mm)
· 블랭크 직경 : 105mm(딥 드로잉성 시험), 150mm(장출성 시험)
· 블랭크 홀더력 : 12tonf(딥 드로잉성 시험), 20tonf(장출성 시험)
· 강판 온도 : 20℃ 내지 350℃
· 성형 속도 : 0.1mm/sec, 5mm/sec, 10mm/sec, 70mm/sec
도 9의 (a) 및 도 9의 (b)는 각각 상기 딥 드로잉성 시험과 장출성 시험의 결과를 나타낸다. 이들 시험 결과로부터, 딥 드로잉성 시험에서는, 성형 속도의 영향은 거의 확인되지 않으며, 100℃ 내지 250℃의 온간 영역에서 성형 한계 높이가 실온의 냉간보다 향상되고 있다. 한편, 장출성 시험에 대해서는, 저속의 0.1mm/sec의 성형 속도에서는, 강판 온도를 높게 해도 성형 한계 높이는 별로 저하되지 않으며, 250℃를 초과하는 온도 영역에서는 성형 한계 높이가 향상되고 있는 것에 대하여, 고속의 70mm/sec의 성형 속도에서는, 시험 온도의 상승과 함께 성형 한계 높이가 저하되고 있다.
도 10은 상기 장출성 시험에 있어서의 성형 한계 높이를 성형 속도에 대하여 플롯한 그래프이다. 이러한 그래프로부터 알 수 있는 바와 같이, 350℃의 온간에서 장출 성형한 것은, 성형 속도의 증대에 따라 성형 한계 높이가 저하되는 것에 대하여, 냉간에서 장출 성형한 것은 성형 속도가 증대해도 성형 한계 높이가 별로 저하되지 않으며, 10mm/sec 이상의 성형 속도에서는, 냉간에서 장출 성형한 것쪽이 온간에서 장출 성형한 것보다 성형 한계 높이가 높아지고 있다.
이와 같은 시험에서 얻어진 지견에 근거하여, 본 발명의 제 1 태양에 있어서는, 적어도 1회의 딥 드로잉 성형 공정을 100℃ 내지 250℃의 온간에서 실행하고, 적어도 1회의 장출 성형 공정을 50℃ 미만의 냉간에서 실행하는 것에 의해, 딥 드로잉 성형과 장출 성형의 성형 요소를 포함하는 프레스 성형 부품을, 높은 생산성을 확보할 수 있는 10mm/sec 이상의 빠른 성형 속도로 프레스 성형할 수 있도록 했다. 또한, 여기에 정의하는 딥 드로잉 성형 공정이란, 그 공정에서의 성형 요소의 과반을 딥 드로잉 성형이 차지하는 것이며, 장출 성형 공정이란, 그 공정에서의 성형 요소의 과반을 장출 성형이 차지하는 것이다.
상기 강판을, 조직 내에 잔류 오스테나이트를 3체적% 이상 포함하는 것으로 함으로써, 강도·연성 밸런스가 우수한 것으로 하여, 장출 성형 한계를 보다 향상시킬 수 있다.
상기 잔류 오스테나이트를 3체적% 이상 포함한 강판을, 베이나이틱 페라이트를 모상으로 하는 강판으로 함으로써, 강도·연성 밸런스가 더욱 우수한 것으로 하여, 장출 성형 한계를 더욱 향상시킬 수 있어서, 프레스 성형 부품의 고강도화를 추진할 수 있는 동시에, 프레스 성형 부품으로의 적용 범위를 확대할 수 있다.
상기 잔류 오스테나이트를 3체적% 이상 포함하는 강판에 대해서는, 상기 냉간의 장출 성형 공정을, 상기 온간의 딥 드로잉 성형 공정보다 이후에 실행함으로써, 냉간의 장출 성형 공정에 있어서의 성형 한계를 보다 향상시킬 수 있다.
본 발명자들은, 잔류 오스테나이트량이 3체적% 이상의 980MPa급 TBF 강판을 이용하여, 온간(100℃, 200℃)에서 인장의 예변형(prestrain)을 부여한 후 냉간에서 인장하는 인장 시험을 실행하고, 예변형 없이 냉간 또는 온간(100℃, 200℃)에서 인장한 인장 시험의 결과와 전체 신율을 비교했다. 인장 시험편은 판 두께 1.4mm의 JIS 13호 B 시험편으로 하고, 인장 속도는 고속의 17mm/sec로 했다.
도 11은 상기 인장 시험의 결과를 나타낸다. 이들 시험 결과로부터, 온간에서 인장의 예변형을 부여한 것은, 모두 예변형을 가한 전체 신율이 예변형 없는 냉간 인장 시험보다 대폭 향상되고 있다. 또한, 예변형 없는 온간 인장 시험에 있어서의 전체 신율은 냉간 인장 시험보다 낮게 되어 있다. 온간에서 인장의 예변형을 부여함으로써 전체 신율이 향상한 이유는, 100℃ 또는 200℃의 온간에서 예변형을 부여했을 때에, 모상의 변형만으로 신율을 높이고, 이후의 냉간 인장시에, 온존(溫存)한 잔류 오스테나이트의 소성 유기 변태를 활용하여 고연성을 실현할 수 있었기 때문이라고 고려된다. 즉, 예변형 없는 냉간 인장 시험에 대한 전체 신율의 향상 정도는 온간에서의 인장 예변형시에 얻어진 모상의 신장 변형분에 상당한다. 이와 같은 시험 결과로부터, 잔류 오스테나이트량이 3체적% 이상인 강판에 대해서는, 냉간의 장출 성형 공정을, 온간의 딥 드로잉 성형 공정보다 이후에 실행함으로써, 냉간의 장출 성형 공정에 있어서의 성형 한계를 보다 향상시키는 것을 기대할 수 있다.
상기 온간의 딥 드로잉 성형 공정과 상기 냉간의 장출 성형 공정을, 동일한 프레스 스트로크 내에서 실행함으로써, 프레스 스트로크수를 적게 할 수 있다.
또한, 상기 시험에서 얻어진 지견에 근거하여, 본 발명의 제 2 태양에 있어서는, 강판의 프레스 성형 중의 온도를 100℃ 내지 350℃로 하고, 이와 같은 온도 영역에서 성형 속도의 증대에 수반하여 성형 한계 높이가 현저히 저하하는 장출 성형을 실행하는 성형 후기의 성형 속도만을, 딥 드로잉 성형만으로, 성형 속도의 영향을 받지 않는 성형 전기의 성형 속도보다 느리게 함으로써, 생산성의 저하를 억제하여, 딥 드로잉 성형과 장출 성형을 포함한 프레스 성형 부품을 고강도 강판으로 프레스 성형할 수 있도록 했다.
상기 성형 후기의 성형 속도는 10mm/sec 이하로 하는 것이 바람직하며, 상기 성형 전기의 성형 속도를 10mm/sec 이상으로 하는 것이 바람직하다. 이러한 성형 속도의 한계값은 도 10의 시험 결과에 근거하는 것이며, 장출 성형 한계를 냉간보다 향상시킬 수 있다.
상기 강판을, 인장 강도가 980MPa 이상, 바람직하게는 조직 내에 잔류 오스테나이트를 3체적% 이상 포함하는 것으로 함으로써, 강도·연성 밸런스가 우수한 것으로 하여, 장출 성형 한계를 보다 향상시킬 수 있다.
상기 잔류 오스테나이트를 3체적% 이상 포함하는 강판을, 베이나이틱 페라이트를 모상으로 하는 것으로 함으로써, 강도·연성 밸런스가 더욱 우수한 것으로 하여, 장출 성형 한계를 더욱 향상시켜서, 프레스 성형 부품의 고강도화를 추진할 수 있는 동시에, 프레스 성형 부품으로의 적용 범위를 확대할 수 있다.
본 발명에 따른 강판의 프레스 성형 방법의 제 1 태양은, 적어도 1회의 딥 드로잉 성형 공정을 100℃ 내지 250℃의 온간에서 실행하고, 적어도 1회의 장출 성형 공정을 50℃ 미만의 냉간에서 실행하도록 했다. 이 때문에, 딥 드로잉 성형과 장출 성형의 성형 요소를 포함하는 프레스 성형 부품을, 높은 생산성을 확보할 수 있는 10mm/sec 이상의 빠른 성형 속도로 프레스 성형할 수 있다.
본 발명에 따른 강판의 프레스 성형 방법의 제 2 태양은, 강판의 프레스 성형 중의 온도를 100℃ 내지 350℃로 하고, 장출 성형을 실행하는 성형 후기의 성형 속도를, 장출 성형을 실행하지 않는 성형 전기의 성형 속도보다 느리게 했다. 이 때문에, 생산성의 저하를 억제하여, 딥 드로잉 성형과 장출 성형을 포함한 프레스 성형 부품을 고강도 강판으로 프레스 성형할 수 있어서, 프레스 성형 부품의 고강도화를 추진할 수 있는 동시에, 프레스 성형 부품으로의 적용 범위를 확대할 수 있다.
도 1은 본 발명에 따른 강판의 프레스 성형 방법을 실시한 프레스 금형을 도시하는 종단면도,
도 2는 제 1 실시형태의 프레스 성형 방법에 있어서의 프레스 성형 공정을 도시하는 개념 단면도,
도 3은 도 1의 프레스 성형 공정에서 성형된 프레스 성형품을 도시하는 종단면도,
도 4는 도 1의 프레스 성형 공정의 각 공정에서의 성형을 성형 한계까지 실행했을 때의 합계 성형 높이와 초기 잔류 오스테나이트량의 관계를 나타내는 그래프,
도 5는 제 2 실시형태의 프레스 성형 방법에 있어서의 프레스 성형 공정을 도시하는 개념 단면도,
도 6은 제 3 실시형태의 프레스 성형 방법에 있어서의 프레스 성형 공정을 도시하는 개념 단면도,
도 7의 (a) 내지 (c)는 제 4 실시형태의 프레스 성형 방법에 있어서의 프레스 성형 공정을 도시하는 단면도,
도 8은 딥 드로잉 성형과 장출 성형을 포함하는 프레스 성형 부품의 예를 도시하는 외관 사시도,
도 9의 (a) 및 (b)는 각각 딥 드로잉성 시험과 장출성 시험의 결과를 나타내는 그래프,
도 10은 도 6의 (b)의 장출성 시험에 있어서의 성형 속도와 성형 한계 높이의 관계를 나타내는 그래프,
도 11은 온간에서 예변형을 부여한 인장 시험의 결과를 나타내는 그래프.
이하, 도면에 근거하여, 본 발명의 실시형태를 설명한다. 도 1은 본 발명에 따른 강판의 프레스 성형 방법을 실시한 프레스 금형을 도시한다. 이 프레스 금형은, 헤드부에 원형 오목부(1a)가 형성된 상향의 원통 펀치(1)와, 원통 펀치(1)가 진입하는 하향의 다이(2)와, 블랭크(B)의 플랜지부를 다이(2)에 가압하는 블랭크 홀더판(3)과, 원통 펀치(1)의 오목부(1a)를 향한 하향의 구형 헤드 펀치(4)로 이루어진다. 또한, 원통 펀치(1)는 직경 50mm로 숄더 반경과 오목부(1a)의 숄더 반경을 5mm로 하고, 다이(2)는 직경 54mm로, 숄더 반경을 7mm로 하고, 구형 헤드 펀치(4)는 직경 10mm로 했다.
도 2는 제 1 실시형태의 프레스 성형 방법을 실시한 프레스 성형 공정을 도시한다. 이 프레스 성형 공정은, 온간에서 딥 드로잉 성형을 실행하는 제 1 공정과, 냉간에서 장출 성형을 실행하는 제 2 공정으로 이루어진다. 상기 제 1 공정에서는, 원통 펀치(1), 다이(2) 및 블랭크 홀더판(3)을 소정의 온도로 승온하는 동시에, 이들 프레스 금형에 접촉시킨 블랭크(B)의 온도도 상승시킨 후, 원통 펀치(1)를 다이(2)에 진입시켜서 딥 드로잉 성형을 온간에서 실행한다. 블랭크(B)는 미리 노 등을 이용하여 소정의 온도로 승온해도 좋다. 제 2 공정에서는, 원통 펀치(1), 다이(2), 블랭크 홀더판(3) 및 딥 드로잉 성형된 컵 형상의 반 성형품을 실온까지 냉각한 후, 미리 실온으로 되어 있는 구형 헤드 펀치(4)를 원통 펀치(1)의 원형 오목부(1a) 내에 진입시켜, 컵 형상의 반 성형품의 저부에 오목형상의 장출 성형을 냉간에서 실행한다.
도 3은 이와 같이 성형된 강판의 프레스 성형품을 도시한다. 이 프레스 성형품은 딥 드로잉 성형된 본체의 저부에 오목형상의 장출부(A)가 장출 성형되어 있다. 프레스 성형품의 치수는 내경(D)이 50mm이고, 딥 드로잉 성형 높이(Hd)가 30mm이며, 장출 성형 높이(Hs)가 가변으로 되어 있다.
(실시예 1)
TBF 강판과 DP 강판을 2종류씩, 합계 4종류의 강판을 준비했다. 이들 강판의 화학 성분을 표 1에 나타내고, 기계적 특성과 마이크로 조직 구성을 표 2에 나타낸다. 기계적 특성은 JIS 13호 B 시험편을 이용한 인장 시험에 의해 구하며, 마이크로 조직 내의 잔류 오스테나이트량은 X선 회절법에 의해 측정했다. 각 강판은 모든 판 두께가 1.4mm의 980MPa급 고강도 냉연강판이다. 각 TBF 강판 1, 2는 전체 신율과 균일 신율이 각 DP 강판 1, 2보다 상회하며, 강도·연성 밸런스가 보다 우수하다. 또한, 잔류 오스테나이트량은, TBF 강판 1, TBF 강판 2, DP 강판 1, DP 강판 2의 순으로 많게 되어 있으며, DP 강판 2를 제외하고 모두 3체적% 이상으로 되어 있다.
[표 1]
Figure 112015026500722-pat00001
[표 2]
Figure 112015026500722-pat00002
우선, TBF 강판 1과 DP 강판 1로부터 공시한 각 블랭크를, 도 2에 도시한 프레스 성형 공정에 의해서 도 3에 도시한 프레스 성형품으로 성형했다. 각 블랭크의 직경은 103mm로 했다. 제 1 및 제 2 공정에서의 성형 속도는 모두 70mm/sec로 했다. 또한, TBF 강판 1에 대해서는, 제 1 공정에서의 딥 드로잉 성형 높이(Hd)=30mm, 제 2 공정에서의 장출 성형 높이(Hs)=8mm로 하고, DP 강판 1에 대해서는, 딥 드로잉 성형 높이(Hd)=28mm, 장출 성형 높이(Hs)=7mm로 했다. 실시예로서, 제 1 공정에서의 다이와 펀치의 각 접촉부의 강판 온도를 100℃ 내지 250℃의 범위에서 변화시키고, 제 2 공정에서의 강판 온도를 다이와의 접촉부에서 40℃, 펀치와의 접촉부에서 25℃로 한 프레스 성형(실시예 A 내지 C)을 실행했다. 또한, 비교예로서, 제 1 및 제 2 공정에서의 다이와 펀치의 각 접촉부의 강판 온도를 모두 25℃로 한 전체 냉간에서의 프레스 성형(비교예 A)과, 제 1 공정에서의 다이와 펀치의 각 접촉부의 강판 온도를 200℃, 제 2 공정에서의 다이와 펀치의 각 접촉부의 강판 온도를 350℃로 한 전체 온간에서의 프레스 성형(비교예 B)도 실행했다. 또한, 블랭크 홀더판(3)의 다이(2)에 대한 가압력은 제 1 공정에서 12tonf, 제 2 공정에서 20tonf로 했다.
표 3a 및 표 3b는 각각 TBF 강판 1과 DP 강판 1에 대하여, 실시예와 비교예의 프레스 성형 결과를 나타낸다. 어느 강판의 경우에도, 각 실시예 A 내지 C의 것은 양호한 프레스 성형 결과가 얻어지고 있다. 이것에 대하여, 비교예 A의 것은 제 1 공정에서 균열이 발생하여, 제 2 공정을 실행할 수 없었다. 또한, 비교예 B의 것은 제 1 공정은 성형할 수 있었지만, 제 2 공정에서 균열이 발생했다. 또한, 이들 성형 불가가 된 비교예 A에 있어서의 딥 드로잉 성형 높이(Hd)와, 비교예 B에 있어서의 장출 성형 높이(Hs)는, 모두 강도·연성 밸런스가 우수한 TBF 강판쪽이 DP 강판보다 높게 되어 있다.
[표 3a]
(제 1 공정) Hd=30mm
Figure 112015026500722-pat00003
(제 2 공정) Hs=8mm
Figure 112015026500722-pat00004
[표 3b]
(제 1 공정) Hd=28mm
Figure 112015026500722-pat00005
(제 2 공정) Hs=7mm
Figure 112015026500722-pat00006
다음에, TBF 강판 1, 2 및 DP 강판 1, 2로부터 공시한 직경 103mm의 각 블랭크를 이용하여, 상기 제 1 공정의 딥 드로잉 성형에서의 강판 온도를 200℃, 제 2 공정의 장출 성형에서의 강판 온도를 25℃로 하여, 각 공정에서의 딥 드로잉 성형 높이(Hd)와 장출 성형 높이(Hs)를 성형 한계까지 성형하는 프레스 성형을 실행했다. 또한, 제 2 공정에서의 장출 성형 높이(Hs)는 최대 8mm로 했다. 블랭크 홀더판(3)의 다이(2)에 대한 가압력은 제 1 공정에서 12tonf, 제 2 공정에서 20tonf로 했다.
이러한 프레스 성형 결과를 표 4에 나타낸다. 표 4에는, 제 1 공정에서의 최대 성형 하중과 제 1 공정 후의 잔류 오스테나이트량도 병기했다. 초기의 잔류 오스테나이트량이 가장 많은 TBF 강판 1은, 제 1 공정에서 딥 드로잉 성형 한계를 초과하여 드로잉 뽑아지는 동시에, 제 2 공정에서의 장출 성형 높이(Hs)도 최대인 8mm가 되었다. 다음으로 잔류 오스테나이트량이 많은 TBF 강판 2는, 제 1 공정에서의 딥 드로잉 성형 높이(Hd)가 30mm가 되고, 제 2 공정에서의 장출 성형 높이(Hs)는 최대인 8mm에 도달하고 있다. 이에 대하여, 각 DP 강판 1, 2의 딥 드로잉 성형 높이(Hd)는 TBF 강판 2보다 낮으며, 장출 성형 높이(Hs)도 최대인 8mm에 도달하지 못했다. 또한, 제 1 공정에서의 최대 성형 하중은, 초기 잔류 오스테나이트량이 많은 순으로 낮아지고 있으며, TBF 강판 1이 가장 낮다. 제 1 공정 후의 잔류 오스테나이트량도 초기 잔류 오스테나이트량이 많은 순으로 많아지고 있다.
[표 4]
Figure 112015026500722-pat00007
도 4는 표 4에 나타낸 제 1 공정에서의 딥 드로잉 성형 높이(Hd)와 제 2 공정에서의 장출 성형 높이(Hs)의 합계 성형 높이(Hd+Hs)를, 초기 잔류 오스테나이트량에 대하여 플롯한 그래프이다. 그래프 중에 나타낸 기준 성형 높이는, 590MPa급 고강도 강판(전체 신율 25%)을 제 1 및 제 2 공정 모두 냉간에서 프레스 성형했을 때의 합계 성형 높이(Hd+Hs)(268=34mm)이다. 이러한 그래프로부터, 제 1 및 제 2 공정의 합계 성형 높이(Hd+Hs)는 초기 잔류 오스테나이트량이 많아질수록 높아지며, 초기 잔류 오스테나이트량이 3체적% 이상이 되면, 강도가 훨씬 낮은 590MPa급 고강도 강판을 냉간에서 프레스 성형하는 경우보다, 성형 한계가 향상된다는 것을 알 수 있다.
도 5는 제 2 실시형태의 프레스 성형 방법을 실시한 프레스 성형 공정을 도시한다. 이 프레스 성형 공정은, 냉간에서 장출 성형을 실행하는 제 1 공정과, 온간에서 딥 드로잉 성형을 실행하는 제 2 공정으로 이루어진다. 프레스 기계와 프레스 금형은 제 1 실시형태와 동일한 것을 이용했다. 이러한 실시형태는, 제 1 공정에서는, 원통 펀치(1), 다이(2), 블랭크 홀더판(3) 및 구형 헤드 펀치(4)를 실온으로 하고, 다이(2), 블랭크 홀더판(3)에 의해 협지된 블랭크(B)의 중앙부에, 원통 펀치(1)의 원형 오목부(1a) 내에 구형 헤드 펀치(4)를 진입시켜서, 장출 성형을 실행한다. 제 2 공정에서는, 원통 펀치(1), 다이(2), 블랭크 홀더판(3) 및 구형 헤드 펀치(4)를 소정의 온도로 승온하는 동시에, 이들 프레스 금형에 접촉시킨 블랭크(B)의 온도도 상승시킨 후, 원통 펀치(1)를 다이(2)에 진입시켜서 딥 드로잉 성형을 실행한다.
(실시예 2)
표 1 및 표 2에 나타낸 TBF 강판 1과 DP 강판 1로부터 공시한 각 블랭크를, 도 5에 도시한 프레스 성형 공정에 의해서 도 3에 도시한 프레스 성형품에 성형했다. 각 블랭크의 직경은 103mm로 하고, 각 공정에서의 성형 속도는 70mm/sec로 했다. 또한, TBF 강판 1에 대해서는, 제 1 공정에서의 장출 성형 높이(Hs)=8mm, 제 2 공정에서의 딥 드로잉 성형 높이(Hd)=30mm로 하고, DP 강판 1에 대해서는, 장출 성형 높이(Hs)=7mm, 딥 드로잉 성형 높이(Hd)=28mm로 했다. 실시예로서, 제 1 공정에서의 다이와 펀치의 각 접촉부의 강판 온도를 25℃로 하고, 제 2 공정에서의 다이와 펀치의 각 접촉부의 강판 온도를 100℃ 내지 250℃의 범위로 변화시킨 프레스 성형(실시예 D 내지 F)을 실행했다. 또한, 비교예로서, 제 1 및 제 2 공정에서의 다이와 펀치의 각 접촉부의 강판 온도를 모두 25℃로 한 전체 냉간에서의 프레스 성형(비교예 C)과, 제 1 공정에서의 다이와 펀치의 각 접촉부의 강판 온도를 350℃, 제 2 공정에서의 다이와 펀치의 각 접촉부의 강판 온도를 200℃로 한 전체 온간에서의 프레스 성형(비교예 D)도 실행했다. 어느 경우에도, 블랭크 홀더판(3)의 다이(2)에 대한 가압력은 제 1 공정에서 12tonf, 제 2 공정에서 20tonf로 했다.
표 5a 및 표 5b는 각각의 강판에 대하여 실시예와 비교예의 프레스 성형 결과를 나타낸다. TBF 강판 1 및 DP 강판 1의 어느 경우에도, 각 실시예 D 내지 F의 것은 양호한 프레스 성형 결과가 얻어지고 있다. 이것에 대해, 비교예 C의 것은, 제 1 공정은 성형할 수 있었지만, 제 2 공정에서 균열이 발생했다. 또한, 비교예 D의 것은, 제 1 공정에서 균열이 발생하여, 제 2 공정을 실시할 수 없었다. 또한, 이들 성형 불가가 된 비교예 C에 있어서의 딥 드로잉 성형 높이(Hd)와, 비교예 D에 있어서의 장출 성형 높이(Hs)는, 모두 강도·연성 밸런스가 우수한 TBF 강판 1이 DP 강판 1보다 높게 되어 있다.
[표 5a]
(제 1 공정) Hs=8mm
Figure 112015026500722-pat00008
(제 2 공정) Hd=30mm
Figure 112015026500722-pat00009
[표 5b]
(제 1 공정) Hs=7mm
Figure 112015026500722-pat00010
(제 2 공정) Hd=28mm
Figure 112015026500722-pat00011
이상의 실시예 1 및 실시예 2에서의 프레스 성형 결과로부터, 딥 드로잉 성형 공정을 100℃ 내지 250℃의 온간에서 실행하고, 장출 성형 공정을 50℃ 미만의 냉간에서 실행하는 본 발명에 따른 프레스 성형 방법은, 고강도 강판을 이용해도, 높은 생산성을 확보할 수 있는 고속의 성형 속도로 양호한 프레스 성형 결과를 얻을 수 있어, 프레스 성형 부품의 고강도화를 추진할 수 있는 동시에, 프레스 성형 부품으로의 고강도 강판의 적용 범위를 확대할 수도 있다.
상기 TBF 강판 1의 프레스 성형 결과를 나타내는 표 3a 및 표 5a에는, 온간의 딥 드로잉 성형에서의 다이와 펀치의 각 접촉부의 강판 온도를 200℃로 한 실시예 A와 실시예 D에 대하여, 프레스 성형품의 장출부(A) 중앙에서의 판 두께 감소율을 측정한 결과를 병기했다. 냉간의 장출 성형 공정을 온간의 딥 드로잉 성형 공정 후에 실행한 실시예 A는, 냉간의 장출 성형 공정을 온간의 딥 드로잉 성형 공정 전에 실행한 실시예 D보다, 장출부(A)의 판 두께 감소율이 5% 정도 작게 되어 있어, 보다 성형 한계를 높이는 것을 기대할 수 있다. 이러한 판 두께 감소율의 측정 결과는, 도 11에 도시한 인장 시험의 결과와 양호하게 대응하고 있고, 실시예 A에서는, 제 1 공정의 딥 드로잉 성형에서는 모상의 변형만으로 신율을 높이고, 제 2 공정의 장출 성형으로, 온존한 잔류 오스테나이트의 소성 유기 변태를 활용하여 고연성을 실현할 수 있었던 것으로 고려된다.
도 6은 제 3 실시형태의 프레스 성형 방법을 실시한 프레스 성형 공정을 도시한다. 이러한 프레스 성형 공정은, 온간에서 딥 드로잉 성형을 실행하는 제 1 공정과, 냉간에서 장출 성형을 실행하는 제 2 공정을 동일한 프레스 스트로크 내에서 실행하도록 되어 있다. 프레스 기계와 프레스 금형은 제 1 실시형태와 동일한 것을 이용했다. 단, 장출 성형을 실행하는 구형 헤드 펀치(4)는 냉매를 분출하는 냉매 분출구(4a)를 정상부에 마련한 것으로 했다. 냉매로서는, 공기, 물, 오일 등을 이용할 수 있다.
이러한 실시형태에서는, 원통 펀치(1), 다이(2) 및 블랭크 홀더판(3)을 승온하는 동시에, 이들 프레스 금형에 접촉시킨 블랭크(B)의 온도도 상승시킨 후, 제 1 공정이 되는 프레스 스트로크의 전기에, 원통 펀치(1)를 다이(2)에 진입시켜서 딥 드로잉 성형을 100℃ 내지 250℃의 범위의 온간에 실행하고, 제 2 공정이 되는 프레스 스트로크의 후기에, 구형 헤드 펀치(4)의 분출구(4a)로부터 냉매를 분사하여, 딥 드로잉 성형된 컵 형상의 반 성형품의 저부를 냉각하고, 이 저부에 오목형상의 장출 성형을 50℃ 미만의 냉간에서 실행한다. 또한, 컵형상의 반 성형품의 저부를 냉각하는 냉매는 원통 펀치(1)측으로부터 분사하도록 해도 좋다.
또한, 도 7은 상기 프레스 금형을 이용하여 블랭크(B)를 프레스 성형하는 과정을 도시했다. 우선, 도 7의 (a)에 도시하는 바와 같이, 원통 펀치(1)가 다이(2)에 진입하면, 블랭크(B)의 플랜지부의 재료가 다이(2) 내로 유입되어, 딥 드로잉 성형이 개시된다. 이 딥 드로잉 성형 높이는 성형의 진행에 수반하여 증대하고, 도 7의 (b)에 도시하는 바와 같이, 원통 펀치(1) 헤드부에 있는 재료에 구형 헤드 펀치(4)가 접촉된다. 성형이 더욱 진행되면, 도 7의 (c)에 도시하는 바와 같이, 딥 드로잉 성형 높이가 더욱 증대하는 동시에, 원통 펀치(1) 헤드부에 있는 재료가 구형 헤드 펀치(4)에 의해서 원통 펀치(1)의 원형 오목부(1a) 내로 장출 성형된다.
(실시예 3)
표 1 및 표 2에 나타낸 TBF 강판 2, DP 강판 1 및 DP 강판 2의 합계 3종류의 강판으로부터 공시한 각 블랭크를, 도 1에 도시한 프레스 금형에 세트하고, 도 3에 도시한 프레스 성형품을 성형했다. 각 블랭크의 직경은 103mm로 했다. 또한, 장출 성형 높이(Hs)는 8mm로 했다. 이들 프레스 성형시에는, 프레스 성형 중의 강판 온도를 실온 내지 350℃의 범위로 변화시켰다. 프레스 성형 중의 강판 온도는 소정의 온도로 승온한 프레스 금형에 블랭크를 소정 시간 접촉시킴으로써 확보했다. 블랭크를 미리 노 등을 이용하여 소정의 온도로 승온해도 좋다. 또한, 딥 드로잉 성형만이 실행되는 성형 전기(S=0~22mm)에 있어서의 성형 속도(V1)는, 실제의 프레스 공장에 있어서의 성형 속도를 상정하여 고속의 70mm/sec로 하고, 성형 후기(S=22~30mm)에 있어서의 성형 속도(V2)를 0.1~70mm/sec의 범위로 변화시켰다. 또한, 일부의 것에서는, 성형 전기의 성형 속도(V1)도 변화시켰다. 블랭크 홀더판(3)의 다이(2)에 대한 가압력은 도 7의 (a)로부터 (b)까지는 12tonf, 도 7의 (b)로부터 (c)까지는 20tonf로 했다.
표 6a, 표 6b 및 표 6c는 각각 TBF 강판 2와 각 DP 강판 1, 2에 대해서 강판 온도(θ)를 200℃로 했을 때의 프레스 성형 결과를 나타낸다. 잔류 오스테나이트량이 3체적%의 DP 강판 1에서는, 성형 후기의 성형 속도(V2)를 2.5mm/sec 이하로 했을 때에 성형이 가능해지며, 잔류 오스테나이트량이 2체적%의 DP 강판 2에서는, 성형 후기의 성형 속도(V2)를 극단적으로 느린 0.1mm/sec로 했을 때에만 성형이 가능해지고 있다. 이에 대하여, 잔류 오스테나이트량이 8체적%이고, 강도·연성 밸런스가 보다 우수한 TBF 강판 2에서는, 성형 후기의 성형 속도(V2)를 10mm/sec 이하로 했을 때에 성형이 가능해지고 있다. 또한, 성형 속도(V2)를 이들 한계 속도보다 빠르게 한 것에서는, 모두 상기 장출부(A)에 균열이 발생하여, 성형 불가로 되어 있다. 따라서, 잔류 오스테나이트량이 3체적% 이상의 것은, 생산성을 그다지 저하시키지 않는 성형 속도로, 성형 후기의 장출 성형을 가능하게 하는 것을 기대할 수 있다.
[표 6a]
Figure 112015026500722-pat00012
[표 6b]
Figure 112015026500722-pat00013
[표 6c]
Figure 112015026500722-pat00014
표 7a 및 표 7b는, 각각 TBF 강판 2와 DP 강판 1에 대하여, 강판 온도(θ)를 변화시켰을 때의 프레스 성형 결과를 나타낸다. 성형 전기의 성형 속도(V1)와 성형 후기의 성형 속도(V2)의 조합을, TBF 강판 2에 대해서는, V1=70mm/sec, V2=10mm/sec로 하고, DP 강판 1에 대해서는, V1=70mm/sec, V2=2.5mm/sec로 했다. 비교예로서, V1=V2=70mm/sec로 하여, 전체 성형 기간을 고속으로 한 프레스 성형 결과도 나타낸다.
[표 7a]
Figure 112015026500722-pat00015
[표 7b]
Figure 112015026500722-pat00016
이들 프레스 성형 결과에 의하면, TBF 강판 2 및 DP 강판 1의 어느 것에 대해서도, 강판 온도를 100℃ 내지 350℃의 범위로 하고, 성형 속도(V2)를 각각 2. 5mm/sec, 10mm/sec로 느리게 한 실시예의 것은, 모두 성형이 가능해지고 있다. 또한, 전체 성형 기간을 고속(70mm/sec)으로 한 비교예의 것은, 강판 온도를 100℃ 내지 350℃의 범위로 해도, 장출부(A)에 균열이 발생하여, 성형 불가로 되어 있다.
이상의 프레스 성형 결과로부터, 프레스 성형 중의 강판 온도를 100℃ 내지 350℃로 하고, 장출 성형을 실행하는 성형 후기의 성형 속도를, 장출 성형을 실행하지 않는 성형 전기의 성형 속도보다 느리게 하는 본 발명에 따른 강판의 프레스 성형은, 딥 드로잉 성형과 장출 성형을 포함한 성형이 곤란한 프레스 성형 부품의 성형 한계를 현저하게 높일 수 있어서, 프레스 성형 부품의 고강도화를 추진할 수 있는 동시에, 프레스 성형 부품으로의 고강도 강판의 적용 범위를 확대할 수 있다.
표 8a 및 표 8b는, 각각 TBF 강판 2와 DP 강판 1에 대하여, 프레스 성형 시의 플랜지부의 강판 온도(θ1)와 장출부(A)의 강판 온도(θ2)를 각각 변화시켜, 프레스 성형의 가부와 장출부(A)에서의 판 두께 감소율을 조사한 결과를 나타낸다. 상기 성형 전기의 성형 속도(V1)와 성형 후기의 성형 속도(V2)의 조합을, TBF 강판 2에 대해서는, V1=70mm/sec, V2=10mm/sec, DP 강판 1에 대해서는, V1=70mm/sec, V2=2.5mm/sec로 했다. 플랜지부의 강판 온도(θ1)와 장출부(A)의 강판 온도(θ2)의 조합은, 강판 온도(θ1)를 200℃로 일정하게 하고, 강판 온도(θ2)를 100℃ 내지 400℃의 범위로 변화시킨 계열의 것과, 강판 온도(θ2)를 350℃로 일정하게 하고, 강판 온도(θ1)를 100℃ 내지 400℃의 범위에서 변화시킨 계열의 것으로 했다. 비교예로서, 양쪽의 강판 온도(θ1, θ2)를 실온으로 한 조사 결과도 나타낸다.
[표 8a]
Figure 112015026500722-pat00017
[표 8b]
Figure 112015026500722-pat00018
표 8a 및 표 8b에 나타낸 조사 결과로부터, 강판 온도(θ1, θ2)를 100℃ 내지 350℃의 범위에서 조합한 실시예의 것은, TBF 강판 2와 DP 강판 1의 모두에 대해서도 성형이 가능하며, 장출부(A)의 판 두께 감소율은 강도·연성 밸런스가 우수한 TBF 강판 2가 DP 강판 1보다 작게 되어 있다. 특히, 플랜지부의 강판 온도(θ1)를 200℃, 장출부(A)의 강판 온도(θ2)를 350℃로 한 것은, 판 두께 감소율이 TBF 강판에서는 12%, DP 강판 1에서는 14%로 가장 작으며, 보다 곤란한 프레스 성형 부품의 성형 한계를 향상할 수 있는 최적인 온도 조건으로서 기대할 수 있다. 또한, 강판 온도(θ1, θ2) 중 어느 하나를 400℃로 한 비교예의 것이 성형 불가가 된 것은, 400℃에서는 잔류 오스테나이트가 분해되는 것에 의해, TRIP 효과의 발현이 억제되어, 연성이 저하했기 때문이라고 사료된다.
상술한 각 실시형태에서는, 딥 드로잉 성형 공정과 장출 성형 공정이 각각 1회씩인 것으로 했지만, 본 발명에 따른 프레스 성형 방법은, 이들 중 어느 하나의 공정이 2회 이상 있는 것이나, 연신 플랜지 공정, 굽힘 공정, 펀칭 공정 등의 다른 공정이 포함되는 것에도 채용할 수 있다. 또한, 펀칭 공정이 포함되는 것에서는, 펀칭 공정을 온간의 딥 드로잉 성형 공정과 동시에 실행하는 것에 의해, 펀칭 하중의 저감도 기대할 수 있다.
또한, 상술한 실시예에서는, 강판을 980MPa급의 TBF 강판 및 DP 강판으로 했지만, 본 발명에 따른 강판의 프레스 성형 방법은, 이와 같은 980MPa급의 DP 강판이나 TBF 강판에 한정되는 일은 없으며, 연강판을 포함하는 임의의 강종의 임의의 강도 클래스의 강판에 적용할 수 있다.
또한, 상술한 실시예에서는, 딥 드로잉 성형만을 실행하는 성형 전기와 장출 성형을 실시하는 성형 후기를 동일한 프레스 성형 공정으로 실행하도록 했지만, 이들 성형 전기와 성형 후기를 다른 프레스 성형 공정으로 나누어 실행할 수도 있다.
A : 장출부 B : 블랭크
1 : 원통 펀치 1a : 오목부
2 : 다이 3 : 블랭크 홀더판
4 : 구형 헤드 펀치 4a : 냉매 분출구

Claims (5)

  1. 딥 드로잉 성형의 성형 후기에 장출 성형을 실행하는 강판의 프레스 성형 방법에 있어서,
    상기 강판의 프레스 성형 중의 온도를 100℃ 내지 350℃로 하고, 상기 장출 성형을 실행하는 성형 후기의 성형 속도를, 장출 성형을 실행하지 않는 성형 전기의 성형 속도보다 느리게 하며, 상기 성형 후기의 성형 속도를 10mm/sec 이하로 한
    강판의 프레스 성형 방법.
  2. 제 1 항에 있어서,
    상기 성형 전기의 성형 속도를 10mm/sec 이상으로 한
    강판의 프레스 성형 방법.
  3. 제 1 항 또는 제 2 항에 있어서,
    상기 강판의 인장 강도가 980MPa 이상인
    강판의 프레스 성형 방법.
  4. 제 3 항에 있어서,
    상기 강판을, 조직 중에 잔류 오스테나이트를 3체적% 이상 포함하는 것으로 한
    강판의 프레스 성형 방법.
  5. 제 4 항에 있어서,
    상기 잔류 오스테나이트를 3체적% 이상 포함하는 강판을, 베이나이틱 페라이트를 모상으로 하는 것으로 한
    강판의 프레스 성형 방법.
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