KR101609501B1 - 열간 프레스 성형 강 부재의 제조 방법 및 열간 프레스 성형 강 부재 - Google Patents

Abstract

아연 도금 강판에 균열을 일으키게 하는 일 없이 LME를 저감할 수 있는 열간 프레스 성형 강 부재의 제조 방법을 제공한다. 해당 제조 방법은, 모재의 화학 성분 조성이 규정된 아연 도금 강판을 이용하고, 해당 아연 도금 강판을 Ac₃ 변태점 이상으로 가열하는 가열 공정과, 해당 가열 공정 후, 적어도 2회의 열간 프레스 성형을 행하는 열간 프레스 성형 공정을 갖고, 상기 열간 프레스 성형 공정에서의 어느 열간 프레스 형성도, (R/t)>√(a·(T-b))를 만족하도록 행한다는 점에 특징이 있다. 한편, 상기 R은 열간 프레스 성형에 이용하는 금형의 숄더부의 곡률 반경(mm), 상기 t는 아연 도금 강판의 판 두께(mm), 상기 T는 열간 프레스 성형의 성형 개시 온도(℃), 상기 a는 상수 0.2984, 상기 b는 상수 590이다.

Description

열간 프레스 성형 강 부재의 제조 방법 및 열간 프레스 성형 강 부재{MANUFACTURING METHOD FOR HOT PRESS-MOLDED STEEL MEMBER, AND HOT PRESS-MOLDED STEEL MEMBER}

본 발명은 열간 프레스 성형 강 부재의 제조 방법 및 열간 프레스 성형 강 부재에 관한 것으로, 주로 자동차 차체에 적용되는 박(薄) 강판 성형품을 제조하는 분야에서, 그의 소재가 되는 아연 도금 강판(용융 아연 도금 강판, 합금화 용융 아연 도금 강판 및 전기 아연 도금 강판을 포함한다. 이하, 「블랭크」라고 하는 경우가 있다)을 오스테나이트 변태점(Ac₃ 변태점) 이상으로 가열한 후, 열간으로 프레스 가공(성형)하는 방법으로서, 특히 780MPa 이상의 고강도를 나타냄과 더불어 용융 금속 취화에 의한 입계 균열이 억제된 열간 프레스 성형 강 부재의 제조 방법에 관한 것이다.

자동차용 강 부품에서는, 충돌 안전성이나 경량화의 양립을 위해, 고강도화(하이 텐션(high tension)재의 사용)가 진행되고 있다. 한편, 하이 텐션재를 냉간 프레스 성형할 때에는, 성형 하중의 증대나 치수 정밀도의 열화 등의 문제가 있다.

그의 해결 수단으로서, 소재인 강판을 가열한 상태에서 프레스 성형하여, 성형과 고강도화를 동시에 실현시키는 열간 프레스 성형 기술이 알려져 있다. 이 방법에서는, 고온 상태에 있는 강판을, 금형(펀치나 다이)에 의해 성형함과 더불어, 성형 하사점(下死點)에서 유지 냉각하는 것에 의해, 강판으로부터 상기 금형으로의 발열(拔熱) 급냉을 행하여, 소재의 담금질을 실시한다. 이 열간 프레스 기술에 의해, 치수 정밀도가 좋고, 또한 고강도인 성형품(강 부품, 강 부재)을 얻을 수 있다.

또한, 자동차용 강 부품에서는 내식성의 관점에서 아연 도금을 실시한 강판이 사용되는 경우가 많다. 그러나 아연 도금 강판을 이용하여 상기 열간 프레스 성형을 행한 경우에는, 성형품에 용융 금속 취화(Liquid Metal Embrittlement, 이하 간단히 LME라고 기재하는 경우가 있다)에 의한 입계 균열이 발생하고, 이 균열이 실용화의 큰 문제로 되어 있다.

LME를 해결하는 수단으로서, 예컨대 특허문헌 1과 같이, 도금이나 소재의 성분의 적정화를 행함과 더불어, 열간 프레스를 행하기 전에 아연 도금 강판을 급냉하는 기술이 알려져 있다.

일본 특허공개 2007-182608호 공보

그러나, 상기 LME의 문제를, 특허문헌 1과 같은 프레스 성형 전에 급냉하는 것과 같은 성형 조건으로 해결하고자 하는 경우, (1) 성형 설비에 급냉 설비가 필요해지는 것, (2) 성형 개시 온도가 낮아지기 때문에, 성형 도중에 소재 온도가 400℃ 근방의 Ms점을 하회하는 부분이 생기기 쉬워져, 성형 하중의 증가나 성형성의 저하(균열의 발생)를 초래할 위험성이 증대되는 것과 같은 단점이 생긴다. 도 1은 상기 성형 하중의 증가를 나타내는 도면이며, 강판을 타발(打拔) 가공했을 때의 타발 온도와 전단 가공 하중의 관계를 나타내는 그래프이다(도 1 중의 CL은 클리어런스(clearance)를 의미하며, 판 두께를 100%로 했을 때의 비율(%)로 나타낸다). 한편, 도 1에서는 세로축의 전단 가공 하중으로 성형 하중을 평가하고 있다.

또한 도 2(a)에 나타내는 방법으로 아연 도금 강판의 열간 프레스 성형을 행했을 때의 성형 개시 온도와 최대 성형 높이 Hmax의 관계를 도 2(b)에 나타낸다. 상기 도 2(a)에 있어서, 1은 구두(球頭) 펀치, 2는 다이, 3은 주름 억제기, 4는 블랭크를 나타낸다. 또한, 구두 펀치(1)와 다이(2)에는 냉각 매체(예컨대 물)를 통과시킬 수 있는 통로(도시하지 않음)가 각각의 내부에 형성되어 있고, 이 통로에 냉각 매체를 통과시키는 것에 의해 이들 부재가 냉각되도록 구성되어 있다. 상기 도 2(b)의 최대 성형 높이 Hmax란, 성형 시에 균열(판 두께 방향으로 관통하는 파단)이 생긴 성형 높이를 나타내고 있다.

상기 도 1 및 상기 도 2(b)에 나타내는 바와 같이, 성형 중의 온도가 400℃ 근방의 Ms점 이하로 되면, 성형 하중이 급격히 증가하거나, 성형성(최대 성형 높이 Hmax)이 급격히 저하되어 버린다는 문제가 있다. 특히, 아연 도금 강판을 복잡한 형상으로 성형하는 경우에는, 소재인 아연 도금 강판과 금형의 접촉 시간이 늘어나, 아연 도금 강판의 온도가 저하되기 쉬워지기 때문에, 성형 하중 증가나 균열의 위험성이 더욱 높아진다.

본 발명은 상기와 같은 사정에 주목하여 이루어진 것으로, 그 목적은, 아연 도금 강판을 이용해 열간 프레스 성형을 행하여 열간 프레스 성형 강 부재를 제조하는 방법으로서, LME를 저감할 수 있고, 성형 하중의 증가나 성형성의 저하(균열)를 발생시키는 일 없이 상기 강 부재를 제조하는 방법을 확립하는 것에 있다.

상기 목적을 달성할 수 있었던 본 발명의 열간 프레스 성형 강 부재의 제조 방법은,

모재의 화학 성분 조성이,

C: 0.10%(질량%를 의미함. 화학 성분에 대하여 이하 동일) 이상 0.35% 이하,

Mn: 1.0% 이상 3.5% 이하,

Si: 0.1% 이상 2.5% 이하, 및

Al: 0.50% 이하(0%를 포함하지 않음)

를 만족하며, 잔부가 철 및 불가피 불순물인 아연 도금 강판을 이용하고,

해당 아연 도금 강판을 Ac₃ 변태점 이상으로 가열하는 가열 공정과,

상기 가열 공정 후, 적어도 2회의 열간 프레스 성형을 행하는 열간 프레스 성형 공정을 갖고,

상기 열간 프레스 성형 공정에서의 어느 열간 프레스 형성도, 하기 식(1)을 만족하도록 행한다는 것에 특징을 갖는다.

단, R은 열간 프레스 성형에 이용하는 금형의 숄더부의 곡률 반경(mm), t는 아연 도금 강판의 판 두께(mm), T는 열간 프레스 성형의 성형 개시 온도(℃), a는 상수 0.2984, b는 상수 590이다.

상기 열간 프레스 성형에 이용하는 금형으로서, 그의 숄더부의 곡률 반경이, 해당 열간 프레스 성형보다도 전에 실시한 열간 프레스 성형에서 사용한 금형보다 작은 것을 이용하는 것이 바람직하다.

상기 아연 도금 강판으로서, 그의 모재의 Si량이 0.5% 이상인 것을 이용하면 보다 고강도의 강 부재가 얻어지기 때문에 바람직하다.

상기 아연 도금 강판으로서, 그의 모재가, 추가로 다른 원소로서,

(a) B: 0.005% 이하(0%를 포함하지 않음)나,

(b) Ti 및/또는 Nb: 합계로 0.10% 이하(0%를 포함하지 않음),

(c) Ni 및/또는 Cu: 합계로 0.5% 이하(0%를 포함하지 않음),

(d) Cr 및/또는 Mo: 합계로 3.5% 이하(0%를 포함하지 않음)

를 포함한 것을 이용해도 좋다.

본 발명에는, 상기 제조 방법에 의해서 얻어지는 열간 프레스 성형 강 부재도 포함된다.

본 발명에 의하면, 아연 도금 강판을 열간 프레스 성형함에 있어서, 해당 열간 프레스 성형에 이용하는 금형 형상, 아연 도금 강판의 판 두께, 및 열간 프레스 성형의 성형 개시 온도를, 규정의 식(1)을 만족하도록 제어하고 있기 때문에, LME를 저감할 수 있고, 또한 아연 도금 강판의 균열을 방지할 수 있다.

도 1은 아연 도금 강판을 타발 가공했을 때의 타발 온도와 전단 가공 하중의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 2(a)는 열간 프레스 성형의 형태를 나타내는 도면이며, 도 2(b)는 아연 도금 강판을 프레스 성형 가공했을 때의 성형 개시 온도와 최대 성형 높이 Hmax의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 3은 강판의 L 굽힘 성형을 설명하는 도면이다.
도 4는 성형 개시 온도와 금형의 굽힘부의 곡률 반경 R을 변경했을 때의 LME 발생의 유무를 나타내는 도면이다.
도 5는 성형 개시 온도와 표층 변형을 변경했을 때의 LME 발생의 유무를 나타내는 도면이다.
도 6(a)는 90°의 L 굽힘 성형(열간 프레스 성형에 이용하는 금형의 숄더부의 곡률 반경 R=2.5mm, 굽힘 각도 θ=90도)의 개략을 나타내는 도면이며, 도 6(b)는 강판의 굽힘부 부근의 단면 사진이다.
도 7(a)는 15°의 L 굽힘 성형(열간 프레스 성형에 이용하는 금형의 숄더부의 곡률 반경 R=2.5mm, 굽힘 각도 θ=15도)의 개략을 나타내는 도면이며, 도 7(b)는 강판의 굽힘부 부근의 단면 사진이다.
도 8은 종래의 다공정 냉간 프레스에 의한 복잡 성형품의 제조예를 나타내는 사진이다.
도 9는 본 발명의 열간 프레스 성형에 있어서의 성형 개시 온도와 금형의 굽힘부의 곡률 반경 R(굽힘 R(rp))의 관계를 나타내는 도면이다.
도 10은 본 발명의 열간 프레스 성형 강 부재(최종 성형품)의 예를 나타내는 단면도이다.
도 11(a)는 본 발명의 열간 프레스 성형에 있어서의 예비 성형 후의 형상을 나타내는 것이며, 도 11(b)는 최종 성형 후의 형상을 나타내는 것이다.
도 12는 실시예에 있어서의 열간 프레스 성형 강 부재의 경도 측정점을 나타내는 도면이다.

상기의 과제를 해결하기 위해서, 본 발명자들은, 하기 표 1의 블랭크 기호 A, B, D 및 E의 소지(素地) 강판(한편, 상기 블랭크 기호 A는 일반적인 열간 프레스용 강판이다)에 GI 도금(용융 아연 도금) 또는 GA 도금(합금화 용융 아연 도금)을 실시한 열간 프레스용 아연 도금 강판(블랭크)에, 굽힘 성형(도 3에 나타내는 바와 같은 1공정의 90°의 L 굽힘 성형)을 실시하여, LME에 대해서 다양하게 평가하고, 예의 검토를 거듭했다. 그 결과, LME가 발생하는 원인으로서, 종래 생각되고 있었던 성형 개시 온도뿐만 아니라, 성형 시에 강판에 부가되는 변형의 양도 크게 영향을 준다는 것(즉, 굽힘의 곡률 반경도 크게 영향을 준다는 것)을 밝혀내어, 본 발명을 완성했다. 이하, 상세에 대하여 설명한다.

도 3은 성형 대상이 되는 강판을 L 굽힘 성형할 때의 금형 구성과 성형 조건을 설명하는 도면이다. 성형 조건 중에서도, 성형 개시 온도에 대해서는 750℃, 700℃, 650℃, 600℃, 550℃로 변화시키고, 금형의 숄더부의 곡률 반경(굽힘 R, 도 3에서는 펀치 숄더부의 곡률 반경 rp)에 대해서는 2.5mm, 5.0mm, 7.5mm, 10mm, 15mm로 변화시켰다.

하기 표 2∼5는, 상기 각 아연 도금 강판별로, 성형 개시 온도와, 상기 금형의 굽힘부의 곡률 반경 R(굽힘 R(rp))을 변경했을 때의 LME 발생의 유무를 나타내는 표이다. 하기 표 2∼5에서는, 입계 균열이 모재의 표층으로부터 5㎛ 이상의 깊이에 달한 경우를, LME가 발생한 조건으로 하여 「×」, 상기 LME가 발생하지 않은 조건을 「○」로 나타내고 있다. LME 발생의 유무의 기준은 후기하는 표 7 및 표 8에서도 마찬가지이다. 한편, 표 2∼5에는 각각의 금형의 숄더부의 곡률 반경(rp)에 대응하는 변형(강판의 표층 변형, 강판의 굽힘부의 외측 부분에 부가되는 변형이며, 이하 간단히 「변형」이라고 기재하는 경우도 있다)도 기재하고 있다.

표 2∼5의 결과로부터, LME는, 성형 개시 온도가 높고, 또한 금형의 굽힘부의 곡률 반경 R이 작은(강판의 표층 변형(부가 변형)이 큰) 조건에서 발생한다는 것이 판명되었다. 이는, 성형 시의 온도가 높을수록 도금 중의 아연의 액상 분율이 높아지고, 또한 굽힘부의 표층의 인장 변형이 클수록 액상의 아연이 소재의 입계에 진입하기 쉬워지기 때문이라고 생각된다.

표 6은 상기 표 2∼5의 결과를 합친 것이다. 표 6에서는, 어느 재료(블랭크)에 대해서도 LME가 발생한 경우(재료에 관계없이 LME 발생 있음)를 「×」, 재료에 따라서는 LME가 생긴 경우를 「▲」, 어느 재료에 대해서도 LME가 생기지 않은 경우(재료에 관계없이 LME 발생 없음)를 「○」로 나타내고 있다.

도 4는 표 6의 결과를 그래프로 작도한 것이다. 도 4로부터, 재료(블랭크)에 관계없이, LME가 발생하는 영역과 발생하지 않는 영역의 경계선은, 이하에 설명하는 바와 같이 성형 개시 온도, 금형의 굽힘부의 곡률 반경, 및 아연 도금 강판의 판 두께를 이용한 함수로 표현할 수 있다는 것을 알 수 있었다.

즉, LME를 발생시키지 않기 위해서는, 하기 식(1)을 만족하는 성형 개시 온도, 금형의 굽힘부의 곡률 반경, 및 아연 도금 강판의 판 두께를 설정하여 성형을 행하면 된다.

단, R은 프레스 성형에 이용하는 금형의 숄더부(특히 굽힘 내측의 금형의 숄더부를 말한다. 이하 동일)의 곡률 반경(「굽힘 R」이라고도 한다), t는 아연 도금 강판의 판 두께, T는 열간 프레스 성형의 성형 개시 온도, a는 상수 0.2984, b는 상수 590이다. 이하, 금형의 굽힘부 중, 다이 숄더부의 곡률 반경은 rd, 펀치 숄더부의 곡률 반경은 rp라고 기재하는 경우가 있다. 한편, 식(1)에 있어서, T가 590℃ 미만인 경우는 R 및 t에 관계없이 LME가 생기지 않는 것을 의미한다.

상기 상수 a와 상수 b의 결정 방법은 다음과 같다. 우선 본 발명자들은, 상기 도 4에 도시된 LME 발생 유무의 경계선을, ε(표층 변형)과 T(성형 개시 온도)의 반비례의 관계식으로서 나타낼 수 있는 것이 아닌가라고 생각했다. 게다가, 이 경계선이 성형 개시 온도: 590℃의 라인에 점근하고 있기 때문에, 상기 경계선은 하기 식(i)과 같은 반비례의 식으로 표현할 수 있는 것이 아닐까라고 생각했다. 도 4의 데이터를 이용하여 ε(표층 변형)과 T(성형 개시 온도)의 관계로 정리한 도면이 도 5이다.

ε×(T-590) = 일정값 …(i)

그리고, 상기 식(i)을 상기 도 5에 도시된 LME 발생 유무의 경계선에 가까워지도록 하기 위해서 시행 착오를 거듭하여 수정한 결과, 하기 식(ii)로 표현할 수 있다는 것을 알 수 있었다.

ε×(T-590)^1/2 = 0.9153 …(ii)

즉, LME가 발생하지 않는 영역은 하기 식(iii)으로 표시된다.

ε×(T-590)^1/2 < 0.9153 …(iii)

그런데 ε은, 일반적으로 하기 식(iv)로 표시된다. 따라서, 이 식(iv)로 표시되는 ε을 상기 식(iii)에 대입하여, 변형시키면 하기 식(v)가 얻어진다.

ε = t/(2×R) …(iv)

단, 식(iv)에 있어서, R은 프레스 성형에 이용하는 금형의 숄더부의 곡률 반경, t는 아연 도금 강판의 판 두께이다.

본 발명에서는, 상기 식(v)로부터, 0.2984를 상수 a, 590을 상수 b로 한 것이다.

한편, 상기 식(iii)을 변형시키면, 아연 도금 강판에 부가되는 변형 ε과 성형 개시 온도 T를 이용한 LME의 판정식으로서 하기 식(2)와 같이 나타낼 수도 있다.

식(2)에 있어서, ε은 표층 변형, T는 성형 개시 온도(℃), a는 상수(0.2984), b도 상수(590)이다.

한편, 실제 성형에서는 굽힘 각도가 90°로부터 크게 어긋나 있는 경우나, 굽힘에 의한 변형과 인장에 의한 변형이 복합되어 작용하는 경우도 많은데, 그와 같은 경우에는, 수치 시뮬레이션을 사용하여, 성형 과정의 ε 및 온도 T를 예측하고, 그들이 상기 식(2)의 관계를 만족하도록 공정 설계를 행하면, LME의 발생을 방지할 수도 있다. 상기 수치 시뮬레이션은 범용 소프트인 Abaqus(다쏘시스템즈(주)(Dassault Systemes K.K.)제)를 사용하여, 온도와 변형의 연성(練成) 계산을 행할 수 있지만, 일반적인 온도와 변형의 연성 계산을 행할 수 있는 소프트이면 무엇을 사용해도 좋다.

굽힘 각도가 상이한 L 굽힘을 행했을 때에 LME가 발생하는지 여부를 상기 식(2)의 변형 ε을 이용하여 판정할 수 있다. 예컨대, 성형 개시 온도 T로서 700℃를 식(2)에 대입하면, ε<0.09로 되어, LME를 발생시키지 않는 부가 변형(표층 변형)의 범위는 9% 미만이라고 예측된다.

이 예측을 검증하기 위해서, 도 6(a), 도 7(a)에 나타내는 바와 같이, 특정 각도(θ=90° 또는 θ=15°)에서의 L 굽힘의 실험을 행했다. 도 6(a) 및 도 7(a)의 실험 조건은 모두 하기와 같다.

사용 재료: 표 1의 재료(블랭크) 기호 A

가열 온도: 930℃

가열 시간: 6분

성형 개시 온도: 700℃

(1) 굽힘 각도가 90°일 때

굽힘 각도 90°의 경우, 전술한 수치 시뮬레이션으로 강판의 변형을 계산한 바, 최대 변형(강판의 표층 변형)은 약 0.29(29%)였다. 이는, 상기 9%를 초과하기 때문에, 굽힘 각도가 90°인 경우는 LME가 발생한다고 판정할 수 있다. 이는, 도 6(b)의 실험 결과(LME가 발생)와 일치한다.

(2) 굽힘 각도가 15°일 때

한편, 굽힘 각도 15°의 경우의 최대 변형을 수치 시뮬레이션으로 계산한 바, 최대 변형은 약 0.06(6%)이었다. 이는, 상기 9%를 하회하기 때문에, 굽힘 각도 15°의 경우는 LME는 발생하지 않는다고 판정할 수 있다. 이는, 도 7(b)의 실험 결과(LME 발생하지 않음)와 일치한다.

그런데, 복잡한 형상을 성형하는 수단으로서는, 냉간 성형에 있어서 통상 이용되는 것과 같은 다공정을 이용하여 성형하는 방법이 LME 방지를 위해 한층 더 유효하다고 생각된다. 도 8은 종래의 다공정 냉간 프레스에 의한 복잡 성형품의 제조예를 나타내는 사진이다(제114회 소성 가공 공학 강좌-판재 형성의 기초와 응용-(주최: 일본 소성 가공 공학회(실행: 판재 형성 분과회), 평성 21년 9월 28일(월)∼9월 30일(수))).

본 발명에서는, 열간 프레스 성형 공정에 있어서, 적어도 2회의 열간 프레스 성형을 행하고, 또한 어느 열간 프레스 형성도 상기 식(1)을 만족하도록 한다. 도 9는 본 발명의 열간 프레스 성형에 있어서의 성형 개시 온도와 금형의 굽힘부의 곡률 반경 R(굽힘 R(rp))의 관계를 나타내는 도면이며, 합계 3공정의 열간 프레스 성형을 행하고 있다. 도 9에 나타내는 바와 같이, 각 공정을 LME 비발생 영역(상기 식(1)을 만족하는 조건)에서 행하는 것에 의해, LME를 억제할 수 있다. 바람직하게는, 열간 프레스 성형에 이용하는 금형으로서, 그의 숄더부의 곡률 반경이, 해당 열간 프레스 성형보다도 전에 실시한 열간 프레스 성형에서 사용한 금형과 비교하여 작은 것을 이용한다. 이 바람직한 실시형태에 의하면, 고온 영역에서는 변형을 작게, 저온 영역에서는 변형을 크게 하도록, 부가 변형을 제어하면서 다공정 성형을 행하여, LME를 한층 더 억제할 수 있다.

상기 도 9의 다단계에 의한 열간 프레스 성형의 공법은, 도 8에 예시한 냉간 프레스 성형 공정과 마찬가지로, 최초에 완만한 대략적인 형상으로 성형하고, 서서히 복잡한(날카로운) 형상으로 성형하기 때문에, LME가 충분히 억제될 뿐만 아니라, 더한층 복잡한 형상의 성형도 가능해진다.

본 발명의 다공정 열간 프레스 형성은, 편의상, 최종의 프레스 형성을 「최종 프레스 형성」이라고 하고, 이 최종 프레스 형성 이외의 열간 프레스 성형(즉, n공정으로 이루어지는 열간 프레스 성형을 행하는 경우, 1공정째∼(n-1)공정째의 열간 프레스 성형)을 「예비 프레스 성형」이라고 하는 경우가 있다. 예비 프레스 성형은 1공정이어도 좋고 2공정 이상이어도 좋다.

다단계에 의한 열간 프레스 성형의 공법에서는, 도금이 액상 상태에 있는 고온이면, 변형이 적은 성형으로 되기 때문에, 성형 시에 강판이 받는 면압을 낮게 억제하는 것이 가능하다. 그 때문에, 도금의 금형에의 응착을 억제하는 것도 가능하다.

열간 프레스 성형의 성형 개시 온도는, 다공정에서의 어느 공정도, LME 억제의 관점에서, 상기 식(1)을 만족하도록, 프레스 성형에 이용하는 금형의 숄더부의 곡률 반경 R, 아연 도금 강판의 판 두께 t에 따라 적절히 결정하면 된다. 한편, 성형 하중의 증가나 성형성의 저하를 억제하는 관점에서, 상기 성형 개시 온도는 400℃ 이상인 것이 바람직하다.

상기 열간 프레스 성형 공정 전에는, 상기 아연 도금 강판을 가열 온도: Ac₃ 변태점(Ac₃점) 이상으로 가열한다. 해당 가열 온도가 Ac₃ 변태점 미만이면, 부재의 마이크로 조직에 페라이트가 많이 생성되어, 필요한 부재 강도를 확보할 수 없게 된다. 한편, 이 가열 온도가 지나치게 높으면, 부재를 구성하는 마이크로 조직이 조대(粗大)해져, 연성이나 굽힘성의 열화, 나아가서는 아연 도금의 열화가 현저해져 부재의 내식성을 발휘할 수 없게 될 우려가 있다. 그 때문에 가열 온도의 상한은, 바람직하게는 (Ac₃점+150)℃ 이하, 보다 바람직하게는 약 (Ac₃점+100)℃ 이하이다. 또한, 상기 가열 온도에서의 유지 시간은 10분 이내가 바람직하고, 보다 바람직하게는 6분 이내, 더 바람직하게는 4분 이내이며, 상기 가열 온도에서의 유지는 없어도 좋다.

본 발명의 제조 방법으로 얻어지는 강 부재의 강도는 TS가 780MPa 이상(비커스 경도(이하, Hv라고 기재) 240 이상), 보다 바람직하게는 980MPa 이상(Hv 300 이상), 더 바람직하게는 1470MPa 이상(Hv 450 이상)이다.

본 발명과 같이 다공정의 열간 프레스 성형을 행한 경우, 공정 사이의 반송 시에는 공냉으로 되어, 냉각 속도가 느려지기 때문에, 성형 후의 강 부품의 강도를 확보하는 것이 어려워진다. 또한, 하사점 유지를 행하지 않는 경우도, 성형 후의 강 부품의 강도를 확보하는 것이 어렵다. 이와 같이 하사점 유지를 행하지 않는 본 발명의 다공정 성형에 있어서도, 전술한 TS 780MPa 이상(Hv 240 이상)을 달성시키기 위해서는, 열간 프레스 성형에 이용하는 아연 도금 강판의 모재의 화학 성분(해당 아연 도금 강판을 이용하여 얻어지는 열간 프레스 성형 강 부재의 화학 성분이기도 하다)을 하기와 같이 조정할 필요가 있다. 이하, 각 원소에 대하여 설명한다.

C: 0.10% 이상 0.35% 이하,

Mn: 1.0% 이상 3.5% 이하,

Si: 0.1% 이상 2.5% 이하, 및

Al: 0.50% 이하(0%를 포함하지 않음)

를 만족하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물.

(아연 도금 강판의 모재의 화학 성분 조성)

[C: 0.10% 이상 0.35% 이하]

강 부재의 강도는 무엇보다 C량으로 결정된다. 본 발명에서는, 상기 방법(다공정의 프로세스)으로 고강도를 얻기 위해서, C량을 0.10% 이상으로 할 필요가 있다. 바람직하게는 0.15% 이상, 보다 바람직하게는 0.18% 이상이다. 한편, 상기 강도를 확보하는 관점에서는, C량의 상한은 특별히 한정되지 않지만, 얻어지는 부재의 강도 이외의 특성(용접성이나 인성 등)을 고려하면, C량의 상한은 0.35% 이하이다. 바람직하게는 0.30% 이하, 보다 바람직하게는 0.25% 이하이다.

[Mn: 1.0% 이상 3.5% 이하]

Mn은 강판의 담금질성을 향상시키는 원소이다. 또한, 다공정을 전제로 하는 열간 프레스 성형으로 고강도의 부재를 얻기 위해서는, 공정 사이에서 오스테나이트로부터 연질상의 석출을 억제하는 것이 필수이다. Mn은 상기 연질상의 석출을 억제하는 중요한 원소이다. 이들 관점에서, Mn은 1.0% 이상 함유시킬 필요가 있다. Mn량은, 바람직하게는 1.5% 이상, 보다 바람직하게는 1.8% 이상, 더 바람직하게는 2.0% 이상이다. 그러나, Mn량이 3.5%를 초과해도 그 효과는 포화되어 비용 상승의 요인으로 된다. 따라서 Mn량은 3.5% 이하로 한다. 바람직하게는 3.0% 이하, 보다 바람직하게는 2.8% 이하이다.

[Si: 0.1% 이상 2.5% 이하]

다공정을 전제로 하는 본 발명의 프로세스에서는, 성형 종료 온도가 종래의 열간 프레스 성형(예컨대 성형 종료 후인 그대로 금형 내에서 100℃ 전후까지 냉각한다)보다도 고온인 상태로, 성형 부재를 금형으로부터 취출할 필요가 있다. 그 때문에 취출 후의 냉각 속도가 종래의 프로세스보다도 저하된다. Si는 금형으로부터 고온 상태로 취출한 후의 부재의 마이크로 조직의 뜨임을 억제하는 효과를 갖는 원소이다. 이 Si를 함유시키는 것에 의해, 다공정의 열간 성형에 있어서 금형으로부터 취출한 후의 냉각이 느린 경우여도 강 부재의 강도를 확보할 수 있다. 이 효과를 얻기 위해서는, Si량을 0.1% 이상으로 할 필요가 있다. Si량은, 바람직하게는 0.5% 이상으로 하는 것에 의해, 저온역에서의 뜨임도 억제할 수 있고, TS 1180MPa 이상(Hv 360 이상)을 달성할 수 있다. Si량은, 보다 바람직하게는 1.0% 이상, 더 바람직하게는 1.2% 이상이다. 한편, Si를 필요 이상으로 첨가해도 그 효과는 포화되어 소지 강판의 표면 성상을 열화시키기 때문에, Si량은 2.5% 이하로 한다. Si량은, 바람직하게는 2.0% 이하, 보다 바람직하게는 1.5% 이하이다.

[Al: 0.50% 이하(0% 포함하지 않음)]

Al은 탈산을 위해 이용하는 원소이며, Al량은 바람직하게는 0.01% 이상이다. 한편, Al량이 증가하면 강판의 Ac₃점이 상승한다. 그 결과, 프레스 성형 전의 가열 온도를 보다 고온으로 하거나, 가열 시간을 길게 할 필요가 있어, 필요한 에너지가 증가하는 등 부재의 제조 비용이 상승한다. 따라서 Al량은 0.50% 이하로 한다. Al량은, 바람직하게는 0.20% 이하, 보다 바람직하게는 0.10% 이하, 더 바람직하게는 0.050% 이하이다.

상기 모재의 성분은 상기한 바와 같으며, 잔부는 철 및 불가피 불순물(예컨대 P, S, N, O, As, Sb, Sn 등)로 이루어진다. 상기 불가피 불순물 중의 P나 S는, 용접성 등 확보의 관점에서, P: 0.02% 이하, S: 0.02% 이하로 각각 저감하는 것이 바람직하다. 또한, N량이 과잉이 되면, 열간 성형 후의 인성이 열화되거나, 용접성 등의 열화를 초래한다. 따라서, N량은 0.01% 이하로 억제하는 것이 바람직하다. 더욱이, O는 표면 흠집의 원인으로 되기 때문에, 0.001% 이하로 억제하는 것이 좋다.

상기한 바와 같이 담금질성이 좋은 재료를 이용함으로써, 금형의 클리어런스를 넓게 해도 성형품의 강도 확보가 용이해진다. 따라서, 금형의 클리어런스를 넓직하게 완화하여, 성형 시의 면압을 저하시키는 것이 가능해진다. 나아가, 이와 같은 재료를 이용하는 것에 의해, LME의 발생이나 금형에의 도금 응착을 한층 더 억제하기 쉬워진다.

본 발명의 아연 도금 강판은, 그의 모재가, 본 발명의 효과를 저해하지 않는 범위에서, 추가로 하기 원소를 포함하는 것이어도 좋다.

[B: 0.005% 이하(0%를 포함하지 않음)]

B는 강재의 담금질성을 향상시켜, 다공정에 있어서의 공정 사이의 연질상의 석출을 방지하는 원소이다. 따라서, 다공정의 열간 프레스 성형에서 보다 고강도(Hv 450 이상)를 확보하는 데 유효한 원소이다. 이 효과를 발휘시키기 위해서는 0.0003% 이상 함유시키는 것이 바람직하다. 보다 바람직하게는 0.0015% 이상, 더 바람직하게는 0.0020% 이상이다. 한편, B가 과잉으로 포함되면, BN이 과잉으로 생성되어 인성의 열화를 초래한다. 따라서, B량은 0.005% 이하로 억제하는 것이 바람직하다. 보다 바람직하게는 0.0040% 이하, 더 바람직하게는 0.0035% 이하이다.

[Ti 및/또는 Nb: 합계로 0.10% 이하(0%를 포함하지 않음)]

Ti와 Nb는 부재의 마이크로 조직을 미세화하여, 부재의 강도-연성 밸런스를 향상시키는 효과를 갖는다. 이 관점에서, 이들 원소는 합계로 0.015% 이상(보다 바람직하게는 0.020% 이상) 함유시키는 것이 바람직하다. 한편, Ti와 Nb의 합계량이 과잉이 되면, 원판 강도가 필요 이상으로 높아져, 절단·타발 공구 수명의 저하(결과로서 비용 상승)를 초래한다. 따라서, 이들 원소의 함유량은 합계로 0.10% 이하(바람직하게는 0.06% 이하, 보다 바람직하게는 0.04% 이하)로 한다.

[Ni 및/또는 Cu: 합계로 0.5% 이하(0%를 포함하지 않음)]

Ni, Cu는 강판의 담금질성 향상에 유효한 원소이다. 또한 성형품의 내지연파괴성의 향상에 유용한 원소이기도 하다. 이러한 효과를 발휘시키기 위해서는, 합계로 0.01% 이상 함유시키는 것이 바람직하다. 보다 바람직하게는 합계로 0.1% 이상이다. 그러나, 이들의 함유량이 과잉이 되면, 강판 제조 시에서의 표면 흠집의 발생 원인으로 된다. 그 결과, 산세성(酸洗性)의 저하가 생겨, 생산성의 악화를 초래한다. 따라서, 이들 원소는 합계로 0.5% 이하(보다 바람직하게는 0.3% 이하)로 하는 것이 바람직하다.

[Cr 및/또는 Mo: 합계로 3.5% 이하(0%를 포함하지 않음)]

Cr, Mo는 강판의 담금질성 향상에 유효한 원소이다. 또한 전술한 바와 같이, 다공정의 열간 프레스 성형에서는, 공정 사이에서의 오스테나이트로부터의 연질상 석출을 억제하는 것이, 고강도의 부재를 얻기 위해서 필수이다. 상기 연질상 석출의 억제에는 Mn이 가장 유효한 원소이지만, Cr이나 Mo로도 마찬가지의 효과가 얻어진다. 따라서, 이들 원소는 합계로 0.1% 이상 함유시키는 것이 바람직하고, 보다 바람직하게는 0.15% 이상, 더 바람직하게는 0.20% 이상, 보다 더 바람직하게는 0.25% 이상이다. 한편, 첨가량이 3.5%를 초과해도 그 효과는 포화되어 비용 상승의 요인으로 된다. 이들 원소는 비용적으로 고가이기 때문에, 상기 Mn의 보조적인 첨가가 바람직하다. 따라서, 이들 원소는 합계로 3.5% 이하인 것이 바람직하고, 보다 바람직하게는 3.0% 이하, 더 바람직하게는 2.8% 이하이다.

(블랭크의 제법)

모재가 상기 성분 조성을 만족하는 블랭크(아연 도금 강판)를 제조하는 방법은 특별히 한정되는 것은 아니다. 통상의 방법에 의해서 주조, 가열, 열간 압연, 나아가서는 산세 후에 냉간 압연하고, 필요에 따라 소둔을 행하여 열연 강판이나 냉간 압연 강판을 얻는다. 나아가, 해당 열연 강판이나 냉간 압연 강판에 대하여, 도금(아연 함유 도금 등)을 실시하는 것에 의해, 도금 강판(용융 아연 도금 강판(GI) 등)이나, 추가로 이것을 합금화시킨 합금화 용융 아연 도금 강판(GA) 등을 얻을 수 있다.

한편, 강재를 가열했을 때의 오스테나이트로의 변태 완료 온도(Ac₃점)는 하기 식(3)과 같이 표시된다.

Ac₃점(℃) = 910-203×√[C]-15.2×[Ni]+44.7×[Si]+104×[V]+31.5×[Mo]+13.1×[W]-30×[Mn]-11×[Cr]-20×[Cu] …(3)

단, 강재 중에 포함되지 않는 화학 성분에 대해서는, 제로(0)를 대입하는 것으로 한다.

본원은 2012년 3월 30일에 출원된 일본 특허출원 제2012-083003호에 기초하는 우선권의 이익을 주장하는 것이다. 2012년 3월 30일에 출원된 일본 특허출원 제2012-083003호의 명세서의 모든 내용이 본원의 참고를 위해 원용된다.

실시예

이하, 실시예를 들어 본 발명을 보다 구체적으로 설명하지만, 본 발명은 물론 하기 실시예에 의해 제한을 받는 것은 아니고, 전·후기의 취지에 적합할 수 있는 범위에서 적당히 변경을 가하여 실시하는 것도 물론 가능하며, 그들은 모두 본 발명의 기술적 범위에 포함된다.

(실시예 1)

930℃에서 6분간 가열한 길이 230mm×깊이 50mm의 블랭크(상기 표 1의 재료 A에 용융 아연 도금을 실시한 용융 아연 도금 강판)에 대하여, 도 10에 나타내는 형상으로 열간 프레스 성형(단순 굽힘 성형(포밍(forming)))을 실시했다. 성형 조건을 표 7에 나타낸다. 표 7에 나타내는 바와 같이, 조건 1 및 2에서는, 1공정으로 도 10에 나타내는 형상으로 성형했다. 또한 조건 1 및 2에서는, 유압 프레스를 이용하여, 하사점 유지 시간 10초의 조건으로 행했다.

상기 조건 1(표 7에 나타낸 T=750℃, 및 t(판 두께)=1.4mm)을 상기 식(1)에 대입하면, R>9.7로 된다. 즉, 조건 1에 있어서 LME 발생 방지를 위해서는, 다이 숄더부의 곡률 반경(rd) 및 펀치 숄더의 곡률 반경(rp)을 9.7mm 초과로 할 필요가 있다. 이에 대하여, 조건 1에서는, 도 10과 같이 rp1=2.5mm, rp2=2.5mm, rd1=2.5mm, 또한 rd2=2.5mm인 금형을 사용, 즉 식(1)을 만족하지 않는 조건에서 성형했다.

또한 상기 조건 2(표 7에 나타낸 T=600℃, 및 t(판 두께)=1.4mm)를 상기 식(1)에 대입하면, R>2.4로 된다. 즉, 조건 2에 있어서 LME 발생 방지를 위해서는, 다이 숄더부의 곡률 반경(rd) 및 펀치 숄더의 곡률 반경(rp)을 2.4mm 초과로 할 필요가 있다. 이에 대하여 조건 2에서는, 도 10과 같이 rp1=2.5mm, rp2=2.5mm, rd1=2.5mm, 또한 rd2=2.5mm인 금형을 사용, 즉 식(1)을 만족하는 조건으로 성형한다(한편, 조건 2에서는, 후술하는 바와 같이 1공정으로 또한 프레스 전의 급냉을 행했기 때문에 양호하게 성형할 수 없었다).

한편, 조건 3은 본 발명에서 규정하는 방법으로 성형한 예이다. 상세하게는, 크랭크 프레스를 이용하여, 도 11(a)(b)에 나타내는 바와 같이, 예비 형성→본 성형(최종 성형)의 2공정으로 도 10에 나타내는 형상으로 성형했다. 공정 사이는 수동 반송으로 했다. 또한 하사점 유지는 없음으로 했다. 게다가, 가열로(가열 온도 930℃에서 6분간 가열)로부터 예비 성형을 행하는 금형까지의 반송 시간은 10초였다.

조건 3의 예비 성형 개시 온도는 750℃이다. 이와 같이 성형 개시 온도 T가 750℃인 경우, 750℃ 및 t(판 두께)=1.4mm를 상기 식(1)에 대입하면, R>9.7이다. 즉, LME의 발생을 방지하기 위한 다이 숄더부의 곡률 반경(rd)이나 펀치 숄더의 곡률 반경(rp)에 허용되는 범위는 9.7mm 초과이다. 조건 3에서는, 이 산출된 조건(즉, 식(1))을 만족하도록, 예비 성형에 이용하는 금형의 rp1=27.5mm, rd1=10.0mm로 했다.

또한 조건 3의 본 성형(최종 성형) 개시 시의 아연 도금 강판의 온도 T는 600℃이다. 이와 같이 성형 개시 온도가 600℃인 경우, T=600℃ 및 t(판 두께)=1.4mm를 상기 식(1)에 대입하면, R>2.4이다. 즉, LME의 발생을 방지하기 위한 다이 숄더부의 곡률 반경(rd1, 2)이나 펀치 숄더의 곡률 반경(rp1, 2)에 허용되는 범위는 2.4mm 초과이다. 조건 3에서는, 이 산출된 조건(즉, 식(1))을 만족하도록, 최종 성형에 이용하는 금형의 rp1=2.5mm, rp2=2.5mm, rd1=2.5mm, rd2=2.5mm로 했다.

상기 조건 1∼3에서의 성형에 있어서, 전술한 바와 같이 아연 도금 강판의 LME의 발생 유무를 조사했다. 또한 아연 도금 강판의 균열 발생 유무를 육안으로 조사했다. 그 결과를 표 7에 나타낸다.

표 7에 나타내는 바와 같이, 조건 1에서는, 1공정으로 또한 식(1)을 만족하지 않는 조건으로 도 10의 형상으로 성형했기 때문에, LME가 발생하고, 아연 도금 강판에 균열이 발생했다.

표 7의 조건 2는 프레스 전에 급냉을 행하는 종래 기술을 모의하고 있다. 이 표 7의 조건 2에 나타내는 바와 같이, 600℃까지 30℃/초의 냉각 속도로 에어로 급냉한 후에 성형을 개시한 바, LME는 억제할 수 있었지만, 아연 도금 강판에 균열이 발생했다. 즉, 이 조건 2와 같이 1공정으로 성형하면, 아연 도금 강판에 균열이 생긴다는 것을 알 수 있다.

이에 비하여 표 7의 조건 3에 나타내는 바와 같이, 본 발명에서 규정한 방법으로 다공정의 열간 프레스 성형을 행하면, LME 및 균열의 양쪽을 억제할 수 있다는 것을 알 수 있다. 균열의 억제에는, 예비 성형에서 도입한 여육(余肉)(도 11(a))이 크게 기여하고 있다.

한편, 조건 3은, 전술한 바와 같이, 냉간 프레스와 마찬가지의 크랭크 프레스를 사용하여 하사점 유지 없이 성형을 행했다. 하사점 유지를 없음으로 함으로써, 성형 시의 생산성을 비약적으로 향상시킬 수 있다.

또한, 조건 1에서는, 성형 매수를 늘려 가면, 다이의 다이 숄더로부터 세로벽에 걸쳐서 금형에의 도금의 응착이 보였다. 한편, 본 발명의 규정을 만족하는 조건 3에서는, 성형 매수를 늘려도 금형에의 도금의 응착이 양호하게 억제되어 있었다. 이는 조건 3에서는, 고온에서 행하는 예비 성형에서 큰 다이 숄더 R(rd=10.0)로 성형한 결과, 성형 시에 금형에 작용하는 면압이 저하되었기 때문이라고 생각된다. 이와 같이 본 발명은, LME의 저감만이 아니라 도금의 금형에의 응착 저감에도 유효하다는 것을 알 수 있었다. 도금의 응착을 저감할 수 있으면 금형의 유지 보수 빈도가 적어도 된다는 이점이 있다.

(실시예 2)

표 8에 나타내는 여러 가지 재료를 이용하여, 표 7의 조건 3과 동일한 성형 조건으로 성형을 행했다. 상세하게는, 조건 4∼10에서는, 모재의 화학 성분이 바람직한(Si량이 0.5% 이상이며, 또한 기본 성분에 더하여, 추가로 규정량의 선택 원소(B, Ti, Ni, Cu, Cr)를 포함한다) 강판(표 1의 블랭크 기호 B∼E)을 이용하여, 다공정의 성형을 행했다. 사용한 아연 도금 강판의 재료가 상이한 것 이외는, 표 7의 조건 3과 마찬가지의 성형 조건으로 성형을 행했다. 그리고, 얻어진 성형품(부재)의 경도를 다음 방법으로 조사했다. 즉, 경도(비커스 경도)는, 도 12에 나타내는 바와 같이, 부재 단면 내의 5개소에 대하여, 하중 1kgf, 1/4t(판 두께) 위치를 측정하고, 상기 5개소의 평균값을 구했다. 그 결과를 표 8에 나타낸다. 표 8에는, 표 7의 조건 3의 결과(경도)도 나타내고 있다.

표 8로부터 알 수 있는 바와 같이, 조건 3에서는, LME 억제, 균열 억제 및 도금의 금형 응착 억제에 더하여, Hv=300이고 TS 980MPa 이상을 달성했다는 것을 알 수 있다. 게다가, 모재의 화학 성분 조성이 바람직한 범위로 조정되어 있는 조건 4∼조건 10에서는, LME의 억제, 강판의 균열 억제 및 도금의 금형 응착 억제에 더하여, 보다 높은 강도(Hv 380 이상, 나아가서는 Hv 450 이상)를 달성했다는 것을 알 수 있다.

이와 같이, 모재의 화학 성분이 기본 성분을 만족하는 아연 도금 강판을 이용하는 것에 의해, 다공정이고 또한 하사점 유지가 없는 열간 프레스 성형으로 Hv=300 이상을 달성할 수 있다. 게다가, 모재의 화학 성분이 바람직한 범위로 조정된 아연 도금 강판을 이용하는 것에 의해, 다공정이고 또한 하사점 유지가 없는 열간 프레스 성형으로 Hv=380 이상(나아가서는 Hv=450 이상)의 경도를 달성할 수 있고, 냉간 프레스 성형과 동등한 높은 강도이면서 생산성을 실현할 수 있다.

한편, 모재의 화학 성분 조성, 도금 종류가 상이한 경우, 식(1)에 대하여, 약간의 차는 있지만, 거의 마찬가지의 결과로 된다는 것을 확인했으며, 식(1)의 판정 기준으로 프레스 성형 형상의 설정을 행하면, 본 실시예와 같이 모재의 화학 성분, 도금 종류가 변화되어도 안전측의 공정 설계로 된다는 것을 확인했다. 게다가, 본 실시예에서는, 가열 시간을 6분으로 한 실시예를 나타냈지만, 가열 시간이 3분이나 4분인 경우에도 본 발명의 효과가 얻어진다는 것을 확인했다.

또한, 실시예 2와 같이, 모재가 바람직한 화학 성분 조성인 아연 도금 강판을 이용하는 것에 의해, 금형 사이의 클리어런스를 넓직하게 해도 충분히 높은 강도를 확보할 수 있다. 따라서, 클리어런스를 넓직하게 설정하여, 금형에 걸리는 면압을 보다 작게 할 수 있고, 그 결과, LME 억제나 금형에의 응착 억제에 대하여 더욱 유리해진다.

1: 구두 펀치
2: 다이
3: 주름 억제기
4: 블랭크(아연 도금 강판)

Claims (8)

1. 열간 프레스 성형 강 부재의 제조 방법으로서,
   모재의 화학 성분 조성이,
   C: 0.10%(질량%를 의미함. 화학 성분에 대하여 이하 동일) 이상 0.35% 이하,
   Mn: 1.0% 이상 3.5% 이하,
   Si: 0.1% 이상 2.5% 이하, 및
   Al: 0.50% 이하(0%를 포함하지 않음)
   를 만족하며, 잔부가 철 및 불가피 불순물인 아연 도금 강판을 이용하고,
   해당 아연 도금 강판을 Ac₃ 변태점 이상으로 가열하는 가열 공정과,
   상기 가열 공정 후, 적어도 2회의 열간 프레스 성형을 행하는 열간 프레스 성형 공정을 갖고,
   상기 열간 프레스 성형 공정에서의 어느 열간 프레스 형성도, 하기 식(1)을 만족하도록 행하는 것을 특징으로 하는 열간 프레스 성형 강 부재의 제조 방법.
   

   

   
   단, R은 열간 프레스 성형에 이용하는 금형의 숄더부의 곡률 반경(mm), t는 아연 도금 강판의 판 두께(mm), T는 열간 프레스 성형의 성형 개시 온도(℃), a는 상수 0.2984, b는 상수 590이다.
2. 제 1 항에 있어서,
   상기 열간 프레스 성형에 이용하는 금형의 숄더부의 곡률 반경이, 해당 열간 프레스 성형보다도 전에 실시한 열간 프레스 성형에서 사용한 금형보다도 작은 열간 프레스 성형 강 부재의 제조 방법.
3. 제 1 항에 있어서,
   상기 아연 도금 강판의 모재는, 상기 Si량이 0.5% 이상 2.5% 이하인 열간 프레스 성형 강 부재의 제조 방법.
4. 제 1 항에 있어서,
   상기 아연 도금 강판의 모재는, 추가로,
   B: 0.005% 이하(0%를 포함하지 않음),
   Ti 및 Nb 중 한쪽 또는 양쪽: 합계로 0.10% 이하(0%를 포함하지 않음),
   Ni 및 Cu 중 한쪽 또는 양쪽: 합계로 0.5% 이하(0%를 포함하지 않음), 및
   Cr 및 Mo 중 한쪽 또는 양쪽: 합계로 3.5% 이하(0%를 포함하지 않음)로 이루어지는 군으로부터 선택되는 1종 이상의 원소를 포함하는 것인 열간 프레스 성형 강 부재의 제조 방법.
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