KR20150095921A - 열간 프레스 성형강 부재의 제조 방법 - Google Patents

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Abstract

고강도이면서 강도-연성 밸런스가 우수하며, 충돌 압괴 시의 변형 특성(충돌 압괴 특성)을 나타내는 강 부재의 제조 방법으로서, 효율적으로 또한 성형 형상의 자유도가 높은 제조 방법을 제공한다. 해당 제조 방법은, 규정된 성분 조성의 강판을 가열하여, 1회 이상 열간 프레스 성형하는 것에 의해 강 부재를 제조하는 방법으로서, 상기 가열 온도를 Ac3 변태점 이상으로 하고, 또한 상기 열간 프레스 성형의 개시 온도를 상기 가열 온도 이하 Ms점 이상으로 하고, 또한 (Ms점-150℃)으로부터 80℃까지의 냉각을, 규정된 식 (1)로 나타내는 뜨임 파라미터(λ)가 7100 이상 8030 이하를 만족하도록 실시하는 점에 특징을 갖는다.

Description

열간 프레스 성형강 부재의 제조 방법{MANUFACTURING METHOD FOR HOT PRESS FORMED STEEL MEMBER}
본 발명은 열간 프레스 성형강 부재의 제조 방법에 관한 것이다. 특히, 고강도이며 강도-연성 밸런스가 우수한 열간 프레스 성형강 부재의 제조 방법에 관한 것이다.
자동차용 강 부품에서는, 충돌 안전성과 경량화의 양립을 달성하기 위해서, 부품 소재의 고강도화가 진행되고 있다. 한편, 상기 부품을 제조할 때에는, 이용하는 강판에 높은 가공성이 요구된다. 그렇지만, 고강도화된 강판, 특히 인장 강도가 980㎫ 이상의 강판에 대해, 냉간 가공(예컨대 냉간 프레스 성형)을 실시하는 경우, 프레스 성형 하중이 증대하거나 치수 정밀도가 현저하게 열화되는 등의 문제가 있다.
상기 문제를 해결하는 방법으로서, 소재인 강판을 가열한 상태에서 프레스 성형하여, 성형과 고강도화를 동시에 실현시키는 열간 프레스 성형(핫 프레스, 핫 스탬프라고도 함) 기술이 있다. 이 방법에서는, 고온 상태(예컨대 오스테나이트 단상역)에 있는 강판을 금형(펀치나 다이)에 의해 성형하는 동시에, (성형) 하사점으로 보지 냉각함으로써, 강판으로부터 상기 금형으로의 발열 급냉을 실행하여, 소재의 담금질을 실시한다. 이러한 성형법을 실시함으로써, 치수 정밀도가 양호하고, 또한 고강도의 성형물을 얻을 수 있으며, 게다가 냉간으로 동일한 강도 클래스의 부품을 성형하는 경우와 비교하여, 성형 하중을 저감할 수 있다.
그러나, 상기 방법에서는 금형에서의 발열을 위해서 수십 초의 하사점 보지가 필요하여, 그 동안은 다음의 부품을 성형할 수 없기 때문에, 1개의 강 부재의 제조에서 프레스기를 점유하는 시간이 길어져, 생산성이 나쁘다는 문제가 있다.
또한, 열간 프레스 성형은, 30℃/s(초) 이상의 냉속으로 냉각시킬 필요가 있기 때문에, 성형 시간이 반송을 포함해서 수십 초로 짧고, 프레스 성형은 실질 1회 한정이며, 또한 1회의 가공으로 성형 가능한 형상에는 한계가 있다. 따라서, 복잡 형상의 부품을 제조할 수 없다고 하는 문제가 있다. 또한, 가공 후에 얻어지는 강 부재는 고강도이며 연성이 낮기 때문에, 충돌 시의 높은 충격 흡수를 기대할 수 없어서, 얻어지는 강 부재의 적용 가능한 용도가 한정된다고 하는 문제도 있다.
그래서, 열간 프레스 성형 기술에 있어서, 생산성을 높이거나 성형 자유도를 높이는 것 등이 검토되고 있다.
예컨대 특허문헌 1에는, 하사점 보지를 단축하고, 고온에서 이형하여 다음의 공정으로 이송하는 것에 의해, 생산성을 개선할 수 있었던 내용이 나타나 있다. 그러나 해당 기술에서는, 성형 후에 급냉(실시예에서는 150℃/s) 공정이 필요하며, 형 내 보지는 단축되지만, 특수한 설비 설계가 필요하게 되어, 범용성이 낮은 것으로 여겨진다. 또한, 특허문헌 1에서 규정된 제법은, 성형 시간이 종래와 마찬가지로 수십 초밖에 없기 때문에, 다공정 프레스는 어려워, 복잡한 형상으로 가공할 수 없다.
특허문헌 2에는, 프레스 성형 중에 금형으로부터 냉각수를 분사하여, 하사점에서의 보지 시간을 단축함으로써 고강도화와 생산성을 양립하는 열간 프레스 방법이 개시되어 있다. 그러나 금형으로부터 냉각수를 분사시키려면 복잡한 제조 설비가 필요하게 되어, 범용적이지 않다.
또한, 특허문헌 3 내지 특허문헌 5에서도 핫 프레스의 성형법이 제안되어 있다. 특허문헌 3에서는, 얻어지는 부품의 고강도화, 경량화를 목적으로, 1000℃ 이하로 가열한 강판을 600℃ 이상의 온도역에서, 1단당의 프레스 가공에 필요한 시간을 3초 이내, 또한 다음의 가공까지의 시간을 4초 이내로 하여, 2단 이상 5단 이하의 다단 프레스 가공을 하고, 그 후, 10℃/초 이상의 냉속으로 냉각하는 것이 나타나 있다. 또한 특허문헌 4에는, 강판을 Ac3점으로부터 융점까지의 온도 범위로 가열한 후, 이 강판을, 금형에 마련된 펀치로 부분적으로 지지하고, 상기 금형을 이용하여, 페라이트(ferrite), 펄라이트(pearlite), 베이나이트(bainite) 및 마텐자이트(martensite) 변태의 모두가 생기는 온도보다 높은 온도에서 상기 강판의 성형을 개시하고, 이 성형 후에 급냉하는 것이 나타나 있다. 또한 특허문헌 5에는, 프레스 성형할 때에, 프레스 금형이 하사점 도달 후 5초 이내에 성형물을 프레스 금형으로부터 취출하고 냉각 속도 30℃/s 이상으로 냉각하여, 성형물의 경도 HV를 400 이상으로 하는 것이 나타나 있다.
그러나, 우수한 강도-연성 밸런스를 확보하려면, 성분 조성을 조정하는 등 추가 개선이 필요한 것으로 생각된다.
일본 특허 공개 제 2011-218436호 공보 일본 특허 공개 제 2002-282951 호 공보 일본 특허 공개 제 2005-152969 호 공보 일본 특허 공개 제 2009-82992 호 공보 일본 특허 공개 제 2005-288528 호 공보
본 발명은 상기와 같은 사정에 착안하여 이루어진 것으로서, 그 목적은, 열간 프레스 성형 기술에 있어서, 고강도이면서 강도-연성 밸런스가 우수하며 양호한 충돌 압괴 시의 변형 특성(충돌 압괴 특성)을 나타내는 강 부재를, 저비용으로 효율적이면서 성형 형상의 자유도도 높은 방법으로 제조하는 기술을 확립하는 것에 있다.
본 발명의 강 부재에 있어서 「고강도」란, 후술하는 실시예에서 구할 수 있는, 항복 강도가 800㎫ 이상(바람직하게는 850㎫ 이상, 보다 바람직하게는 900㎫ 이상)이며, 또한 인장 강도가 980㎫ 이상(바람직하게는 1270㎫ 이상, 보다 바람직하게는 1470㎫ 이상)인 것을 말한다. 또한, 본 발명의 강 부재에 있어서 「강도-연성 밸런스가 뛰어남」이란, 후기의 실시예에서 요구되는 TS×EL이 13550MPa·% 이상(바람직하게는 13600MPa·% 이상, 보다 바람직하게는 13700 MPa·% 이상, 더욱 바람직하게는 13800MPa·% 이상, 특히 바람직하게는 14000MPa·% 이상)인 것을 말한다.
상기 과제를 해결하고 얻은 본 발명의 열간 프레스 성형강 부재의 제조 방법은, 성분 조성이, 질량%로(이하, 화학 성분에 대해 동일함),
C: 0.15% 이상 0.4% 이하,
Si: 1.0% 초과 1.65% 이하,
Al: 0.5% 이하(0%를 포함하지 않음),
Mn: 1% 이상 3.5% 이하,
Ti: 0.10% 이하(0%를 포함하지 않음), 및
B: 0.005% 이하(0%를 포함하지 않음)를 포함하며, 잔부가 철 및 불가피한 불순물인 강판을 가열하여, 1회 이상 열간 프레스 성형하는 것에 의해 강 부재를 제조하는 방법에 있어서,
상기 가열의 온도(가열 온도)를 Ac3 변태점 이상으로 하고,
또한, 상기 열간 프레스 성형의 개시 온도를 상기 가열 온도 이하 Ms점 이상으로 하고,
또한, (Ms점-150℃)으로부터 80℃까지의 냉각을, 하기의 식 (1)로 나타내는 뜨임 파라미터(λ)가 7100 이상 8030 이하를 만족하도록 실행하는 점에 특징을 갖는다.
[식 1]
Figure pct00001
[식 (1)에 있어서, λ는 뜨임 파라미터, [Si]는 강 중 Si량(질량%)을 나타내며, tn'은 하기의 식 (2)로 나타내는 값임]
[식 2]
Figure pct00002
[식 (2)에 있어서, tn은 (Ms점-150℃)로부터 80℃까지의 총 냉각 시간을 5000 등분했을 때의 n번째의 시간(초), Tn는 상기 tn 일 때의 온도(℃)를 나타냄. t0=0초, T0=Ms점-150℃임. 또한, 10＾{ }는 10의 { } 승을 의미함]
상기 (Ms점-150℃)로부터 80℃까지의 냉각은 평균 냉각 속도 5℃/s 이상 20℃/s 이하로 실행할 수 있다.
상기 열간 프레스 성형의 최종의 열간 프레스 성형의 종료 온도는 Ms점 이하로 하는 것이 바람직하다.
상기 강판을 상기 가열 온도까지 승온시키는 공정에서는, 100℃부터 상기 가열 온도까지의 평균 승온 속도를 5℃/s(초) 이상으로 하는 것이 바람직하다.
상기 열간 프레스 성형 후에, 100℃ 이상 600℃ 미만으로 뜨임을 실행해도 좋다.
상기 열간 프레스 성형강 부재의 제조 방법에 이용하는 상기 강판은, 추가로,
(a) Cr를 5% 이하(0%를 포함하지 않음)나,
(b) Ni 및 Cu로 이루어지는 군으로부터 선택되는 1종 이상의 원소를, 합계 0.5% 이하(0%를 포함하지 않음),
(c) Mo를 1% 이하(0%를 포함하지 않음),
(d) Nb를 0.1% 이하(0%를 포함하지 않음)를 포함하고 있어도 좋다.
본 발명에는 상기 제조 방법으로 얻어지는 열간 프레스 성형강 부재도 포함된다. 또한, 본 발명에는 상기 열간 프레스 성형강 부재에 가공을 실시하여 얻어지는 자동차용 강 부품도 포함된다.
본 발명에 의하면, 열간 프레스 성형에 의해 얻어지는 강 부재는, 고강도이면서 강도-연성 밸런스가 우수하며 양호한 충돌 압괴 시의 변형 특성(충돌 압괴 특성)을 나타내기 때문에, 자동차용 고강도 강 부품에 적합하다. 또한, 종래의 핫 스탬프와 달리, 하사점에서의 장시간의 보지가 불필요하기 때문에, 효율적으로 강 부재를 제조할 수 있으며, 또한, 열간 프레스 성형을 복수회 실행할 수 있기 때문에, 성형 가능한 형상 자유도가 높다.
도 1은 실시예에 있어서의 열간 프레스 성형의 설명도로서, (a)는 성형 전, (b)는 성형 도중, (c)는 성형 하사점을 도시함,
도 2는 다단 성형 공정의 개략 설명도,
도 3은 다단 성형 공정예를 도시하는 설명도,
도 4는 보강 부품을 갖는 강 부재의 단면도,
도 5는 다단 성형 공정에 있어서의 돌출 성형의 일 예를 도시하는 개략 설명도,
도 6은 다단 성형 공정에 있어서의 플랜지 성형의 일 예를 도시하는 개략 설명도,
도 7은 다단 성형 공정에 있어서의 피어스 가공이나 (외주) 트림 가공의 일 예를 도시하는 개략 설명도,
도 8은 본 발명에서 규정된 식 (1)의 도출의 설명도,
도 9는 실시예에 있어서의 열간 프레스 성형의 공정도,
도 10은 실시예에서 얻어진 강 부재의 형상을 도시한 개략 사시도,
도 11은 실시예에서 강판의 온도를 측정하기 위한 열전쌍의 매립 위치를 설명한 개략 사시도,
도 12는 실시예에 있어서의 강 부재로부터의 인장 시험용 시험편의 채취 위치를 도시한 개략 사시도.
본 발명자들은, 상기 특성을 갖는 강 부재를 얻기 위해서 예의 연구를 거듭했다. 그 결과, 소정의 성분 조성의 강판을 이용하여 해당 강판을 가열하고, 1회 이상 열간 프레스 성형하는 것에 의해 강 부재를 제조하는 방법에 있어서, 특히,
(ⅰ) 상기 가열 온도를 Ac3 변태점 이상으로 하고; 또한,
(ⅱ) 상기 열간 프레스 성형의 개시 온도를 상기 가열 온도 이하 Ms점 이상으로 하고; 또한,
(ⅲ) (Ms점-150℃)로부터 80℃까지의 냉각을, 후술하는 식 (1)로 나타내는 뜨임 파라미터(λ)가 7100 이상 8030 이하를 만족하도록 실행하도록; 하면 좋은 것을 발견하여, 본 발명을 완성했다.
이하, 본 발명에서 상기 (ⅰ) 내지 (ⅲ)을 포함하는 제조 조건을 규정한 이유에 대해 상술한다.
[제조 조건]
[(ⅰ) Ac3 변태점 이상의 온도(가열 온도)로 가열]
Ac3 변태점(오스테나이트 변태점, 이하 「Ac3점」이라 하는 경우가 있음) 이상의 온도로 가열하는 것에 의해, 강 부재의 조직을 마텐자이트 단일화하여, 소정의 강도를 달성할 수 있다. 가열 온도가 Ac3 변태점 미만이면, 페라이트 등이 잔존하기 때문에, 열간 성형하는 과정에서 이것을 핵으로 하여 페라이트가 용이하게 성장한다. 그 결과, 가열 후의 냉각 속도를 제어했다고 해도, 고강도를 확보하는 것이 매우 곤란해지는 것으로 여겨진다.
상기 가열 온도는, 바람직하게는 (Ac3점＋10℃) 이상이다. 또한, 이 가열 온도가 너무 높으면, 강 부재를 구성하는 마이크로 조직이 조대가 되어, 강도-연성 밸런스의 저하의 원인이 될 우려가 있다. 따라서, 상기 가열 온도의 상한은, 바람직하게는 (Ac3점＋180℃), 보다 바람직하게는 (Ac3점＋150℃) 정도이다.
상기 가열 온도에서의 가열 보지 시간은, 오스테나이트의 입자 성장을 억제하는 등의 관점에서, 15분 이하로 하는 것이 바람직하며, 보다 바람직하게는 5분 이하이다. 상기 가열 온도 범위 내이면, 보지하지 않아도 된다(가열 보지 시간이 제로라도 좋음).
상기 가열 시의 분위기는 산화성 분위기, 환원성 분위기 또는 비산화성 분위기라도 좋다. 구체적으로는, 예컨대, 대기 분위기나, 연소 가스 분위기, 질소 가스 분위기 등을 들 수 있다.
상기 강판을 상기 가열 온도까지 승온시키는 공정에 있어서, 100℃로부터 상기 가열 온도까지의 평균 승온 속도는 5℃/s(초) 이상으로 하는 것이 바람직하다. 이 승온 속도를 빠르게 하는 것에 의해 조직(구 γ 입경)이 미세화되어, 강도-연성 밸런스를 보다 향상시킬 수 있다. 상기 평균 승온 속도는, 보다 바람직하게는 50℃/s 이상, 더욱 바람직하게는 100℃/s 이상이다. 또한, 상기 평균 승온 속도의 상한은, 강도-연성 밸런스를 보다 향상시키는 관점에서는 특별히 한정되지 않지만, 가열 설비의 규모 등이나 제조하는 부품의 사이즈 등을 고려하면, 대체로 500℃/s가 된다.
[(ⅱ) 열간 프레스 성형의 개시 온도: 상기 가열 온도 이하 Ms점 이상]
열간 프레스 성형의 개시 온도를 상기 가열 온도 이하 Ms점 이상으로 하는 것에 의해, 가공을 용이하게 실행할 수 있으며, 또한 프레스 하중을 충분히 저감시킬 수 있다. 열간 프레스 성형의 개시 온도가 Ms점을 하회하면, 고강도의 마텐자이트 강에 대해 가공을 실시하게 된다. 그 결과, 프레스 하중(통상, 핫 스탬프용의 프레스기는 그다지 강력하지 않음) 오버나, 큰 잔류 응력에 의한 지연 파괴 리스크의 상승 등의 문제가 발생한다. 따라서, 열간 프레스 성형의 개시 온도는 Ms점 이상으로 한다. 해당 열간 프레스 성형의 개시 온도는, 바람직하게는 (Ms점＋30℃) 이상, 보다 바람직하게는 (Ms점＋50℃) 이상이다.
또한, 본 발명에 있어서, 상기 열간 프레스 성형의 「개시」란, 최초의 성형에 있어서 블랭크의 일부가 처음으로 금형에 접촉한 타이밍을 말하며, 열간 프레스 성형의 「종료」란, 최종의 성형에 있어서 성형품의 전체 부위가 금형으로부터 떨어진 타이밍을 말한다.
본 발명에서는, 열간 프레스 성형의 개시 온도(즉, 최초의 성형에 있어서 블랭크의 일부가 처음으로 금형에 접촉한 타이밍에서의 블랭크의 온도)는 규정하지만, 열간 프레스 성형의 종료 온도(즉, 최종의 성형에 있어서 성형품(강 부재)의 전체 부위가 금형으로부터 떨어진 타이밍에서의 블랭크(강 부재)의 온도)에 대해서는 특별히 문제삼지 않는다. 열간 프레스 성형의 바람직한 종료 온도에 대해서는 하기에 상술한다.
상기 Ac3점과 Ms점은 「레슬리 철강 재료 화학」(마루젠가부시키가이샤, 1985년 5월 31일 발행, 273 페이지)에 기재되어 있는 하기의 식 (a) 및 식 (b)로부터 산출할 수 있다. 식 중 [ ]는 각 원소의 함유량(질량%)을 나타내고 있으며, 강판에 포함되지 않는 원소의 함유량은 0질량%로 하여 계산하면 된다.
Ac3점(℃)=910-203×([C]0.5)-15.2×[Ni]＋44.7×[Si]＋31.5×[Mo]-30×[Mn]-11×[Cr]-20×[Cu]＋700×[P]＋400×[Al]＋400×[Ti]…(a)
Ms점(℃)=561-474×[C]-33×[Mn]-17×[Ni]-17×[Cr]-21×[Mo]…(b)
[열간 프레스의 횟수·다단 성형에 대하여]
열간 프레스 성형은 1회뿐인 경우 이외에, 복수회 실행해도 좋다. 복수회 실행하는 것에 의해, 복잡 형상의 부재를 성형할 수 있는 것 이외에, 치수 정밀도를 개선할 수 있다. 치수 정밀도를 개선할 수 있는 메커니즘은 다음과 같다.
프레스 성형 과정에서는, 블랭크 내의 각 부위에 의해 금형과 접촉하는 시간이 상이하기 때문에, 성형품 내에서 온도 차이(불균일)가 생기는 경우가 있다. 예컨대, 도 1과 같은 굽힘 성형의 경우, 도 1에 있어서의 블랭크의 A부는 금형과의 접촉 시간이 길기 때문에 온도 저하량(금형으로의 발열량)이 크고, 도 1에 있어서의 블랭크의 B부는 금형과의 접촉 시간이 짧기 때문에 온도 저하량이 작다. 이러한 성형품 내의 온도 저하량의 차이에 의해 성형품 내에서 열수축량에 차이가 생겨, 열변형(소성 변형)이 발생하고, 성형품의 치수 정밀도가 악화된다.
그러나 다단 성형을 실행하는, 즉, Ms점 이상에서 복수회의 프레스 가공을 실행하면, 사전 공정에서 치수 정밀도의 열화가 생긴 경우라도, 계속하여 실행하는 성형이 여전히 고온에서의 성형이기 때문에, 치수 정밀도의 열화를 용이하게 교정할 수 있다. 또한, 성형을 반복하는 것에 의해, 부위에 따른 온도 불균일도 해소되기 때문에, 온도 불균일에 의한 치수 정밀도의 열화도 수습하기 쉬워진다.
또한, 이와 같이 열간 프레스 성형을 다단으로 하면, 형상 구속에 의한 교정 공정을 추가할 수 있어서, 다단 열간 프레스에서의 과제인 치수 정밀도를 개선할 수 있는 메리트가 있다. 생산성을 중시한 다단 성형에 의한 열간 성형 공정에서 문제되는 치수 정밀도의 열화는, 최종의 열간 프레스(1회의 경우도 포함함)를, 하기에도 기재하는 바와 같이, Ms점 이하에서 이형함(즉, 최종의 열간 프레스 성형의 종료 온도를 Ms점 이하로 함)에 따라 비약적으로 개선된다. 또한, 그 효과는, (Ms점-150℃)까지 금형과 접촉한 상태(형 구속)를 계속할 수 있으면 더욱 안정된다. 특히, 판 두께가 예컨대 1.4mm 이하로 얇은 블랭크를 이용하여 얻어지는 부재의 경우, 다단 성형 시의 치수 정밀도의 열화가 크므로, 이것이 유효하다.
열간 프레스 성형을 복수회 실행하는 경우의 성형 방법으로서, 동일한 금형으로 복수회 성형하는 경우 이외에, 형상이 다른 복수의 금형으로 성형하는, 즉, 각각의 횟수째(공정)에서 다른 형상의 금형을 이용하여 성형하는 경우를 들 수 있다.
다단 성형화에 의해, 최종적으로 필요 가공량에 대해 1공정 당의 가공량이 작아져, 보다 복잡한 부재 형상의 성형이 가능해진다.
예컨대 리어 사이드·멤버와 같이,
· 3차원적으로 만곡되어 있는;
· 장변 방향으로 단면 형상(폭, 높이)이 상이한; 것과 같은 부품은, 1공정만으로 최종 형상으로 성형하는 것은 일반적으로 곤란하다. 그러나, 도 2와 같은 다단 성형 공정(복수 공정)으로 상기 복잡 형상의 부품을 성형할 수 있다. 즉, 우선 1공정째에서, 도 2의 (a)와 같이 개략적인 형상으로 성형(드로잉, 굽힘)을 실행한 후, 2공정째에서, 도 2의 (b)의 실선과 같이 최종 형상으로 추가 가공(재드로잉, 리스트라이크 등)하는 등의 공정 배분을 실행함으로써 성형할 수 있다.
또한, 다단 성형 공정에 있어서의 1공정째와 2공정째의 가공 형상을 적절하게 설계하는(여육 형상의 적정 설치, 가공 순서의 적정화 등을 실행하는) 것에 의해, 도 3의 (a)나 (b)에 도시하는 바와 같이, 대폭적인 복잡 형상화가 가능하게 된다. 이러한 복잡 형상화가 가능하면, 부품의 고기능화(강성 향상이나 충돌 압괴 특성의 향상 등)나 박육화를 실현할 수 있다.
또한, 실제의 자동차의 차체 구조에서는, 도 4(단면도)에 도시하는 바와 같이, 부품(A)의 내부에 보강 부품(C)을 갖는 것(예컨대, 센터 필러, 로커 등)이 채용되는 경우가 많다. 이와 같은 형상이면, 부품(A)에 충격을 받았을 경우에, 단면 형상이 무너지기 어려워, 충돌 압괴 특성을 높일 수 있다. 그러나, 상기하는 바와 같이 부품(A)의 복잡 형상화가 가능하게 되면, 부품(A) 자체의 충돌 압괴 특성을 높일 수 있으며, 그 결과, 상기 보강 부품(C)을 생략 또는 박육화할 수 있어서, 경량화나 비용 절감을 도모할 수 있다.
상기 다단 성형의 예로서, 이하에 설명하는 바와 같이, 2공정째 이후에 돌출 성형을 실행하거나 플랜지 성형을 실행하는 것을 들 수 있다. 예컨대 도 5에 도시하는 바와 같이, 다단 성형 공정의 2공정째 이후로, 돌출 성형을 실행하는 것을 들 수 있다. 이 성형을 실행하는 것에 의해, 돌출 형상이 추가되어 강 부재의 고기능화(강성 향상이나 충돌 압괴 특성의 향상 등)를 도모할 수 있다. 또한, 예컨대 도 6의 (a)나 (b)에 도시하는 바와 같이, 다단 성형 공정의 2공정째 이후로, 플랜지 성형(플랜지 업, 플랜지 다운, 신장 플랜지, 버링, 축소 플랜지 등)을 실행하는 것을 들 수 있다. 이 성형을 실행하는 것에 의해서도, 강 부재의 추가적인 고기능화(강성 향상이나 충돌 압괴 특성의 향상 등)를 도모할 수 있다.
또한, 상기 다단 성형의 예로서, 2공정째 이후의 재료가 비교적 고온이며 연질인 상태에 있어서, 펀칭 구멍 가공 등을 실행하는 것도 가능해진다. 예컨대 도 7의 (a) 내지 (c)에 도시하는 바와 같이, 2공정째 이후로, 피어스 가공(펀칭 구멍 가공), 외주 트림 가공(전단 가공)을 실행하는 것을 들 수 있다. 이것에 의해, 종래의 하사점 보지 성형(1공정만)의 경우에는, 별개의 공정으로서, 레이저가공 등에 의해 실행하고 있던 피어스 가공이나 트림 가공을 프레스 성형화할 수 있기 때문에, 가격 절감이 가능하게 된다. 또한, 도 7의 (d)와 같이, 성형 전에 열간에 의해 외주 트림 가공이나 피어스 가공(펀칭 구멍 가공)을 실행하는 것도 가능하다.
[열간 프레스 성형의 종료 온도(최종 이형 온도)에 대하여]
열간 프레스 성형의 종료 온도(최종의 열간 프레스 성형의 종료 온도. 열간 프레스 성형이 1회뿐인 경우는, 단순히 「열간 프레스 성형의 종료 온도」를 말함)는, 특별히 문제삼지 않으며, Ms점 이상이어도 되고, Ms점 이하라도 좋다.
치수 정밀도를 높이는 관점에서는, 최종의 열간 프레스 성형의 종료 온도를 Ms점 이하로 하는 것이 바람직하다(이러한 경우, 해당 종료 온도는 (Ms점-150℃) 이상인 것이 바람직함). 열간 프레스 성형(열간 프레스 성형을 복수회 실행하는 다단 성형의 경우는, 최종의 열간 프레스 성형)을, Ms점 이하의 온도역(마텐자이트 변태가 생기는 타이밍)에서 종료하는 것에 의해, 단단 성형의 경우도 다단 성형의 경우도 치수 정밀도가 비약적으로 개선된다.
[열간 프레스 성형 실시형태별 개시 온도와 종료 온도에 대하여]
열간 프레스 성형의 실시형태로서 하기 형태를 들 수 있다.
(Ⅰ) 열간 프레스 성형: 1회(단단 성형)의 경우
(Ⅰ-1) 열간 프레스 성형의 개시 온도: 가열 온도 이하 Ms점 이상, 또한 열간 프레스 성형의 종료 온도: Ms점 이상
(Ⅰ-2) 열간 프레스 성형의 개시 온도: 가열 온도 이하 Ms점 이상, 또한 열간 프레스 성형의 종료 온도: Ms점 이하
(Ⅱ) 열간 프레스 성형: 복수회(다단 성형)의 경우
(Ⅱ-1) 최초의 열간 프레스 성형의 개시 온도: 가열 온도 이하 Ms점 이상, 또한 최종의 열간 프레스 성형의 종료 온도: Ms점 이상
(Ⅱ-2) 최초의 열간 프레스 성형의 개시 온도: 가열 온도 이하 Ms점 이상, 또한 최종의 열간 프레스 성형의 종료 온도: Ms점 이하
열간 프레스 성형을 복수회 실행하는 경우, 프레스 간에 재가열이나 보온의 공정을 가해도 좋지만, 생산성이나 설비 비용, 에너지 비용의 관점에서, 재가열이나 보온 없이 모든 열간 프레스 개시 온도를 Ms점 이상이 되도록 열간 프레스하는 것이 바람직하다.
또한, 상기 가열 온도로부터 (Ms점-150℃)까지의 냉각 속도에 대해서는 특별히 문제삼지 않는다. 예컨대, 상기 가열 온도로부터 (Ms점-150℃)까지를 평균 냉각 속도 2℃/s 이상(보다 바람직하게는 5℃/s 이상)으로 냉각하는 것 등을 들 수 있다. 이 정도의 냉각 속도이면, 페라이트나 베이나이트 등을 거의 생성시키지 않고, 하기와 같은 Ms점 이하에서 마텐자이트를 형성시킬 수 있어서, 고강도 부재를 용이하게 얻을 수 있다. 상기 냉각 속도의 상한은 특별히 한정되지 않으며, 실제 조업을 고려하면, 대략 500℃/s 이하, 나아가서는 200℃/s 이하가 좋다. 예컨대, 상기 평균 냉각 속도를 2℃/s 이상 10℃/s 이하로 할 수 있다.
상기 냉각 속도는, 예컨대,
· 가열로로부터 취출하여, 프레스 개시할 때까지의 시간(반송 등에 있어서의 냉각 시의 속도)
· 시간 프레스 성형 시의 프레스 금형과의 접촉 시간(1회당의 접촉 시간×횟수)
· 복수회의 프레스 성형을 실행하는 경우에는 성형과 성형 사이의 냉각 조건(방랭, 강제 공랭 등)
· 프레스 성형 종료 후(이형 후)의 냉각 조건(방랭, 강제 공랭 등)을 조합하여 제어하는 것이 가능하다. 특히, (Ms점-150℃) 이상에서의 냉각 속도를 빠르게 할 필요가 있는 경우는 프레스 금형과의 접촉 시간을 길게 하는 것이 유효하다. 이들 냉각 조건은 시뮬레이션 등으로 미리 추측할 수 있다.
[(ⅲ) (Ms점-150℃)로부터 80℃까지의 냉각: 하기의 식 (1)로 나타내는 뜨임 파라미터(λ)가 7100 이상 8030 이하를 만족하도록 실행함]
[식 1]
Figure pct00003
[식 (1)에 있어서, λ는 뜨임 파라미터, [Si]는 강 중 Si량(질량%)을 나타내며, tn'은 하기의 식 (2)로 나타내는 값임. 이하 동일함]
[식 2]
Figure pct00004
[식 (2)에 있어서, tn은 (Ms점-150℃)로부터 80℃까지의 총 냉각 시간을 5000 등분했을 때의 n번째의 시간(초), Tn는 상기 tn일 때의 온도(℃)를 나타냄. t0=0초, T0=Ms점-150℃임. 또한, 10＾{ }는 10의 { } 승을 의미함. 이하 동일함]
본 발명에서는, (Ms점-150℃)로부터 80℃까지를, 상기 식 (1)로 나타내는 뜨임 파라미터(λ)(이하, 단순히 「파라미터(λ)」라 하는 경우가 있음)가 7100 이상 8030 이하를 만족하도록 조정하여 냉각한다.
우선, 파라미터(λ)의 도출에 대해 설명한다.
상기 식 (1)의 도출을 위한 기본식은 하기와 같이 식 (3)으로 나타낸다. 하기의 식 (3)은, 예컨대 「철강 재료」(일본금속학회 편찬)에 기재된 일반적으로 사용되고 있는 뜨임 파라미터(λg)의 식이다. 이 식 (3)은 마텐자이트 강을 어느 온도: T[K], 어느 시간: t[hr]으로 등온 보지한 경우의 경도를 예상할 수 있는 식이다. 이 식 (3)에 있어서, λg이 동일하면, 임의의 온도, 임의의 시간의 열처리로 동일한 경도가 얻어진다(철강 재료의 경우, 하기 정수 C로서 20이 이용됨).
[식 3]
λg=T×(logt＋C)…(3)
상기와 같이, 식 (3)은 등온 보지하는 것을 전제로 하고 있다. 이에 대하여, 핫 스탬프 후의 부품의 냉각은 통상 냉매(금형이나 공기, 물 등)로 강제 냉각되기 때문에, 도 8의 (a)에 도시하는 바와 같은 연속 냉각의 커브를 취한다. 따라서, 등온 보지를 전제로 한 상기 식 (3)을 그대로 채용할 수는 없다.
그래서, 상기 식 (3)을, 핫 스탬프 후의 부품의 연속 냉각 과정에 적용할 수 있도록 하기와 같이 개량했다.
개량의 사고 방식은 다음과 같다. 우선 도 8의 (a)에 도시하는 바와 같이, 냉각 커브를 등간격의 미소 시간으로 나누고, 미소 시간의 등온 보지 열처리의 집합인 것으로 근사한다. 그리고, 도 8의 (a)에 나타내는 바와 같이, 각 미소 시간(△t)·각 온도(T1, T2, T3)에서의 각 등온 보지를, 도 8의 (b)에 도시하는 바와 같이, 어느 기준 온도(Tb)에서의 각 시간(t1', t2', t3')으로 환산한다. 그리고, 환산한 시간을 총합하여, 기준 온도(Tb)에서 총합 환산 시간(t1'+t2'+t3') 보지하는 등온 보지의 형태로 하여 기본식에 적용시킨다.
다음에, 구체적으로, 개량식의 구체적인 도출 방법에 대하여, 상기 도 8을 예로 들어 설명한다.
도 8의 (a)에 예시하는 바와 같이, 냉각 곡선을 3개의 등온 보지로서 근사하고(t0로부터 t1까지의 △t 시간은 T1(K))에서 등온 보지, t1로부터 t2까지의 △t 시간은 T2(K)에서 등온 보지, t2로부터 t3까지의 △t 시간은 T3(K)에서 등온 보지), 도 8의 (b)에 모식적으로 나타내는 바와 같이, 각 등온 보지가 기준 온도(Tb)(K)에서 몇 시간(t1', t2', t3')의 열처리에 상당하는지를 환산하는(기준 온도(Tb)보다 고온에서 등온 보지한 경우는 보다 장시간으로, 기준 온도(Tb)보다 저온에서 등온 보지한 경우는 보다 단시간으로 환산됨).
예컨대 t0으로부터 t1까지의 △t 시간을 T1(K)에서 등온 보지한 경우, 기준 온도 Tb(K)에서 몇 시간(t1') 보지하는 것에 상당하는지는 다음의 식 (4) 내지 식 (6)에 의해 도출된다.
[식 4]
T1×(log△t＋C)=Tb×(logt1'+C)…(4)
[식 5]
Figure pct00005
[식 6]
Figure pct00006
이와 같이 하여, t2'나 t3'도 구하고, 이 환산한 각각의 시간(t1', t2', t3')의 총합을 상기 식 (3)에 대입하면, 하기의 식 (7)과 같이 된다.
[식 7]
λ=Tb×{log(t1'+t2'+t3')＋C}…(7)
상기 식 (7) 및 상기 식 (6)을 일반화하면, 하기의 식 (8) 및 하기의 식 (9)와 같이 된다.
[식 8]
λ=Tb×{log(Σtn')＋C｝…(8)
단, 상기 식 (8)에 있어서, tn'은 하기의 식 (9)로 나타내는 값이다.
[식 9]
Figure pct00007
그런데, 측정 온도의 단위는 「℃」, 측정 시간의 단위는 「초(sec)」인 것에 비해, 상기 기본식으로부터 도출된 식 (9)의 단위계는, 온도가 절대 온도(K), 시간이 「시간(hr)」으로 구성되어 있다. 따라서, 상기 식 (9)의 단위계를 각각 섭씨 온도(℃), 초(s, sec)로 변환한다. 또한, 기준 온도(Tb)는 임의의 값이지만, 본 발명에서는, 기준 온도(Tb)를 20℃로 했다. 또한, 정수 C는 철강 재료에서 일반적으로 이용되고 있는 20을 사용했다. 상기 식 (9)에 있어서, 상기 단위계의 변환 및 Tb=20℃, 정수 C=20을 대입한 식을 하기의 식 (10)으로 나타낸다.
[식 10]
Figure pct00008
또한, 상기 식 (8)에 있어서, 정확하게 근사할 수 있도록 냉각 공정 전체를 5000 분할하여 계산했다. 따라서, n은 1 내지 5000이 된다. 또한, 본 발명에서는, (Ms점-150℃)를 기점으로 한다. 따라서, t0=0(초), T0=Ms점-150℃이며, △t는 tn-tn-1이다. 이들 조건을 상기 식 (8) 및 상기 식 (10)에 삽입하면, 하기의 식 (11) 및 하기의 식 (2)가 얻어진다.
[식 11]
Figure pct00009
단, 식 (11)에 있어서, tn'은 하기의 식 (2)와 같다.
[식 2]
Figure pct00010
다음에, 상기 식 (11)을 Si 첨가에 의한 뜨임 연화 저항을 고려한 식으로 개량한다. 상기 식 (3)으로 나타내는 기본식의 뜨임 파라미터(λg)는 성분 변동의 영향을 받지 않는다. 한편, Si는 뜨임 연화 저항을 높이는 효과가 있는 원소로서, 함유량이 많아질수록, 뜨임 파라미터가 외관상 작아진다. 즉, Si는 뜨임 파라미터에 영향을 미치는 원소이다. 본 발명에서 사용하는 뜨임 파라미터는, 강의 성분으로 정해지는 (Ms점-150℃)를 계산의 기점(T0)으로 하고 있으며, 규정 범위 내에서의 성분의 변동에 대응하고 있다. 그러나, Ms점의 계산식에는 Si의 항이 없기 때문에, 이 Si의 항을 추가할 필요가 있다. 상술한 바와 같이, Si 함유량이 많아질수록 뜨임 파라미터는 외관상 작아지므로, Si량을 고려한 마이너스의 항을 상기 식 (11)에 부가하여 식 (1)로 했다. Si량에 따른 하기 계수(430)는 지금까지 얻어진 실험 결과에서 구한 값이다.
[식 1]
Figure pct00011
단, 식 (1)에 있어서, tn'은 하기의 식 (2)와 같다.
[식 2]
Figure pct00012
또한, 미소 시간의 뜨임 파라미터를 하나하나 구하고, 총합하는 것도 고려된다. 그러나, 상기 식 (3)의 기본식으로 나타내는 λg는 단일의 열처리 공정에서의 파라미터를 구하는 것을 전제로 하고 있다. 따라서, 복수의 공정으로 얻어진 파라미터의 값을 총합하면, 이상한 값(매우 큰 값)이 산출되며, 실제 조업과 합치하지 않게 된다.
본 발명에서는 상기와 같이 하여 얻어진 식으로 표현되는 파라미터(λ)가 7100 이상이 되도록 냉각을 실행한다. λ=7100은, (Ms점-150℃) 이하 80℃까지의 냉각 속도로 거의 20℃/s(형 내 보지 시간 10초)에 상당한다. λ가 7100을 하회하는 냉각에서는, 금형에서의 보지 시간이 길어지기 때문에 생산성이 낮아서, 종래법과 다르지 않다. 상기 파라미터(λ)는 바람직하게는 7300 이상, 보다 바람직하게는 7500 이상이다. 한편, 상기 파라미터(λ)가 8030을 초과하면, 소망의 강도-연성 밸런스가 얻어지지 않는다. 따라서 (Ms점-150℃) 이하 80℃까지의 냉각은, 상기 파라미터(λ)가 8030 이하가 되도록 냉각한다. 상기 파라미터(λ)는 바람직하게는 7900 이하, 보다 바람직하게는 7800 이하이다.
본 발명에서는, (Ms점-150℃)로부터 80℃까지의 냉각은 상기 파라미터(λ)를 만족하도록 냉각하면 되며, 구체적인 냉각 공정에 대해서는 특별히 문제삼지 않고, 임의의 방법을 채용할 수 있다. 냉각 방법으로서, 강제 풍랭이나 자연 공랭 등의 냉각 방법을 들 수 있다. 또한 냉각 공정으로서, (Ms점-150℃)로부터 80℃까지를 동일 냉각 속도로 냉각하는 경우 이외에, 상기 파라미터(λ)가 상기 범위를 만족하는 한, 온도역에 따라 냉각 속도를 변환해도 좋다. 또한 상기 파라미터(λ)가 상기 범위를 만족하는 한, (Ms점-150℃)로부터 80℃까지의 냉각 도중에, 등온 보지하는 공정(예컨대 보지로에서 보지한 후에 상기 냉각 방법으로 냉각하는 공정)이나 재가열하는 공정이 포함되어 있어도 좋다.
상기 파라미터(λ)를 만족하는 냉각 방법의 일 예로서, (Ms점-150℃)로부터 80℃까지를, 평균 냉각 속도 5℃/s(초) 이상 20℃/s 이하로 냉각해도 좋다.
상기 평균 냉각 속도가 20℃/s를 상회하면, 상술한 바와 같이, 금형에서의 보지 시간이 길어지기 때문에 생산성이 낮아서, 종래법과 다르지 않다. 상기 평균 냉각 속도는 보다 바람직하게는 15℃/s 이하이다. 한편, 상기 평균 냉각 속도가 너무 늦으면, 소망의 강도-연성 밸런스가 얻어지지 않는다. 따라서 상기 평균 냉각 속도는 5℃/s 이상으로 하는 것이 바람직하다. 보다 바람직하게는 10℃/s 이상이다.
상기 80℃로부터 실온까지의 냉각 속도는 특별히 문제삼지 않는다. 예컨대 방랭으로 할 수 있다.
[열간 프레스 성형 후의 뜨임]
상기 열간 프레스 성형 후에, 100℃ 이상 600℃ 미만으로 뜨임을 실시해도 좋다. 후술하는 블랭크의 성분계(얻어지는 강 부재의 성분계이기도 함)에서는, 상기 뜨임을 실행해도, 강도-연성 밸런스(TS×EL 밸런스)를 저하시키는 일없이 강도 조정을 실행할 수 있다. 충분한 뜨임 효과를 얻으려면, 뜨임 온도를 100℃ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 보다 바람직하게는 200℃ 이상이다. 한편, 뜨임 온도가 600℃ 이상이면, 높은 항복 응력(YS)이 얻어지지 않기 때문에, 뜨임을 실행하는 경우, 뜨임 온도는 600℃ 미만으로 하는 것이 바람직하다. 보다 바람직하게는 300℃ 이하이다. 또한, 뜨임 시간(뜨임 온도에서의 보지 시간)은 비용을 억제하는 관점에서 60분 이하이면 좋다.
[열간 프레스 성형에 이용하는 블랭크(강판)]
다음에, 열간 프레스 성형에 이용하는 블랭크(강판)에 대해 설명한다. 우선, 상기 제법에 이용하는 블랭크의 화학 성분 조성은 이하와 같다.
(블랭크의 화학 성분 조성)
[C: 0.15% 이상 0.4% 이하]
강 부재의 인장 강도: 980㎫ 이상을 달성시키려면, C량을 0.15% 이상으로 할 필요가 있다. 바람직하게는 0.17% 이상, 보다 바람직하게는 0.20% 이상이다. 한편, 얻어지는 부재의 용접성을 고려하면, C량의 상한은 0.4% 이하이다. 바람직하게는 0.30% 이하, 보다 바람직하게는 0.26% 이하이다.
[Si: 1.0% 초과 1.65% 이하]
Si는 뜨임 연화 저항을 높여, 고강도를 확보하는데(우수한 강도-연성 밸런스를 확보함) 필요한 원소이다. 또한, Si는 부재에 용접을 실시한 후의 용접부의 연성 향상 효과도 있다. 또한, 우수한 내지연파괴성을 확보하는데도 유효한 원소이다. 이들 효과를 충분히 발휘시키려면, Si량을 1.0% 초과로 할 필요가 있다. 바람직하게는 1.1% 이상, 보다 바람직하게는 1.2% 이상이다. 한편, Si량이 과잉이 되면, 열연 공정에서 입계 산화 발생이 현저하게 되어, 그 후의 산세척 공정에서의 산세척 속도가 큰 폭으로 저하되기 때문에, 생산성이 악화된다. 따라서, Si량은 1.65% 이하로 한다. 바람직하게는 1.45% 이하, 보다 바람직하게는 1.35% 이하이다.
[Al: 0.5% 이하(0%를 포함하지 않음)]
Al는 탈산을 위해서 이용하는 원소이며, Al량은 바람직하게는 0.01% 이상이다. 한편, Al량이 증가하면, Ac3점 상승 효과가 커져, 그 결과, 열간 프레스 시의 가열 온도를 높게 할 필요가 있어서, 생산 효율이 나빠진다. 따라서 Al량은 0.5% 이하로 한다. 바람직하게는 0.20% 이하, 보다 바람직하게는 0.10% 이하, 더욱 바람직하게는 0.050% 이하이다.
[Mn: 1% 이상 3.5% 이하]
Mn은 강판의 담금질성을 향상시켜, 고강도의 부재를 얻기 위해서 필요한 원소이다. 이 관점에서 Mn량은 1% 이상으로 한다. 바람직하게는 1.5% 이상, 보다 바람직하게는 1.8% 이상, 더욱 바람직하게는 2.0% 이상이다. 그렇지만, Mn량이 3.5%를 초과해도 그 효과가 포화되어 비용 상승의 요인이 된다. 따라서 본 발명에서는, Mn량은 3.5% 이하로 한다. 바람직하게는 3.0% 이하, 보다 바람직하게는 2.8% 이하이다.
[Ti: 0.10% 이하(0%를 포함하지 않음)]
Ti는 N을 TiN로 하여 고정하고, B를 고용 상태로 존재시켜 담금질성을 확보하는데 유효한 원소이다. 이 관점에서, Ti량은 0.015% 이상 함유시키는 것이 바람직하다. 보다 바람직하게는 0.020% 이상이다. 한편, Ti량이 과잉이 되면, 원판(블랭크) 강도가 필요 이상으로 높아져, 절단·펀칭 공구 수명의 저하(결과적으로 비용 증대)를 초래한다. 따라서, Ti량은 0.10% 이하로 한다. 바람직하게는 0.06% 이하, 보다 바람직하게는 0.04% 이하이다.
[B: 0.005% 이하(0%를 포함하지 않음)]
B는 강재의 담금질성을 향상시켜, 서랭에서도 고강도를 달성하기 위해서 필요한 원소이다. 이 효과를 발휘시키려면, 0.0003% 이상 함유시키는 것이 바람직하다. 보다 바람직하게는 0.0015% 이상, 더욱 바람직하게는 0.0020% 이상이다. 한편, B가 과잉으로 포함되면, BN이 과잉으로 생성되어 인성(靭性)의 열화를 초래한다. 따라서, B량은 0.005% 이하로 억제한다. 바람직하게는 0.0040% 이하, 보다 바람직하게는 0.0035% 이하이다.
본 발명에 따른 강재(블랭크, 강 부재)의 성분은 상기와 같으며, 잔부는 철 및 불가피한 불순물(예컨대, P, S, N, O, As, Sb, Sn 등)로 이루어지는 것이다. 불가피한 불순물 내의 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 인성을 열화시키거나 용접성 등의 열화를 초래하기 때문에, N량은 0.01% 이하로 억제하는 것이 바람직하다. 또한, O는 표면 흠결의 원인이 되기 때문에, 0.001% 이하로 억제하는 것이 좋다.
또한, 본 발명의 효과를 저해하지 않는 범위에서, 추가로 그 이외의 원소로서 하기 원소를 함유시킬 수 있다.
[Cr: 5% 이하(0%를 포함하지 않음)]
Cr는, 강판의 담금질성을 향상시키는데 유효한 원소이다. 또한, 우수한 내산화성(프레스 전의 가열 시에 스케일이 발생하기 어려워짐)의 확보에도 유효한 원소이다. 이들 효과를 발휘시키려면, Cr를 0.01% 이상 함유시키는 것이 바람직하다. 보다 바람직하게는 0.1% 이상이다. 그렇지만, Cr량이 과잉이 되면, 그 효과가 포화되어 비용 상승의 요인이 되기 때문에 상한은 5%로 하는 것이 바람직하다. 보다 바람직하게는 3.5% 이하, 더욱 바람직하게는 2.5% 이하이다.
[Ni 및 Cu로 이루어지는 군으로부터 선택되는 1종 이상의 원소: 합계 0.5% 이하(0%를 포함하지 않음)]
Ni, Cu는 담금질성 향상에 유효한 원소이다. 또한, 성형품의 내지연파괴성이나 내산화성의 향상에 유용한 원소이기도 하다. 이러한 효과를 발휘시키려면, 합계 0.01% 이상 함유시키는 것이 바람직하다. 보다 바람직하게는 합계 0.1% 이상이다. 그렇지만, 이들 함유량이 과잉이 되면, 강판 제조 시에 있어서의 표면 흠결의 발생 원인이 된다. 그 결과, 산세척성의 저하가 생겨, 생산성의 악화를 초래한다. 따라서, 이러한 원소는 합계 0.5% 이하로 하는 것이 바람직하다. 보다 바람직하게는 합계 0.3% 이하이다.
[Mo: 1% 이하(0%를 포함하지 않음)]
Mo는 강판의 담금질성을 향상시키기 위해서 유효한 원소이며, 이 원소를 함유시키는 것에 의해 성형품에 있어서의 경도 편차의 저감을 기대할 수 있다. 이러한 효과를 발휘시키기 위해서는, 0.01% 이상 함유시키는 것이 바람직하다. 보다 바람직하게는 0.1% 이상이다. 그렇지만, Mo량이 과잉이 되면, 그 효과가 포화되어 비용 상승의 요인이 되기 때문에 상한은 1%로 하는 것이 바람직하다. 보다 바람직하게는 0.8% 이하, 더욱 바람직하게는 0.5% 이하이다.
[Nb: 0.1% 이하(0%를 포함하지 않음)]
Nb는 조직을 미세화하는 효과를 갖고 있으며, 인성의 향상에 기여하는 원소이다. 따라서, Nb를 함유시키는 경우, Nb량은 0.005% 이상으로 하는 것이 바람직하며, 보다 바람직하게는 0.01% 이상이다. 한편, Nb량이 과잉이 되면, 원판(블랭크) 강도가 높아져, 블랭킹 공정(열간 프레스 성형 전에 블랭크를 소정의 형상으로 절단 등을 하는 공정)에서의 공구 수명이 짧아져, 비용 상승의 요인이 된다. 따라서, Nb량은 0.1% 이하로 하는 것이 바람직하다. 보다 바람직하게는 0.05% 이하이다.
(블랭크의 제법)
상기 성분 조성을 만족하는 블랭크를 제조하는 방법은 특별히 한정되는 것이 아니며, 통상의 방법에 의해, 주조, 가열, 열간 압연, 나아가서는 산세척 후에 냉간 압연하고, 필요에 따라서 어닐링을 실행하면 된다. 또한, 얻어진 열연 강판이나 냉연 강판에, 추가로, 도금(아연 함유 도금 등)을 실시한 도금 강판(아연 도금 강판 등)이나, 추가로, 이것을 합금화시킨 합금화 용융 아연 도금 강판 등을 이용할 수 있다.
[열간 프레스 성형강 부재]
본 발명의 방법으로 얻어지는 열간 프레스 성형강 부재는, 이용한 블랭크(강판)와 동일한 화학 성분 조성을 갖는다. 상기 강 부재의 조직은 특별히 규정되지 않는다. 예컨대 마텐자이트 단상의 것이나, 마텐자이트를 모상으로 하여 잔류 오스테나이트(잔류 γ)를 전체 조직에 대해 2체적% 이상(바람직하게는 3체적% 이상, 보다 바람직하게는 5체적% 이상) 포함하는 것을 들 수 있다. 상기하는 바와 같이 잔류 γ를 2체적% 이상 포함하는 것은 인장 신축 연성이나 충돌 압괴 특성, 내지연파괴성이 우수하다.
강 부재의 강 조직에 있어서, 상기 잔류 γ 이외의 잔부는 실질적으로 저온 변태상(마텐자이트, 뜨임 마텐자이트, 베이나이트, 베이니틱 페라이트 등)이다. 「실질적으로」란, 제조 공정에서 불가피하게 형성되는 조직으로서, 예컨대, 페라이트 등의 Ms점 이상에서 생성되는 변태 조직이 포함될 수 있는 의미이다.
얻어진 강 부재에 대하여, 트리밍이나 펀칭 등의 절삭을 실행하여, 예컨대 자동차용 강 부품을 얻을 수 있다.
강 부재는, 그대로의 상태 또는 상기 가공 등을 실시하여 자동차용 강 부품으로서 이용할 수 있다. 해당 자동차용 강 부품으로서, 예컨대, 임팩트 바, 범퍼, 리인포스, 센터 필러 등을 들 수 있다.
본원은 2013년 1월 18일에 출원된 일본 특허 출원 제 2013-007808 호에 근거하는 우선권의 이익을 주장하는 것이다. 2013년 1월 18일에 출원된 일본 특허 출원 제 2013-007808 호의 명세서의 전체 내용이 본원의 참고를 위해 원용된다.
실시예
이하, 실시예를 예로 들어 본 발명을 보다 구체적으로 설명하지만, 본 발명은 원래 하기 실시예에 의해 제한을 받는 것이 아니며, 전·후 취지에 적합할 수 있는 범위에서 적절하게 변경을 가하여 실시하는 것도 물론 가능하며, 그들은 모두 본 발명의 기술적 범위에 포함된다.
[실시예 1]
표 1에 나타내는 화학 성분 조성(잔부는 철 및 불가피한 불순물)의 강판(블랭크, 사이즈는 판 두께 1.4mm, 폭 190.5mm, 길이 400mm)를 이용하고, 프레스 가공으로서 도 9에 나타내는 순서와 같이, 열간 프레스 성형(이하, 「프레스 성형」또는 「프레스」라 하는 경우가 있음)을 실행했다. 상기 표 1에는, 전술의 계산식을 이용하여 산출한 Ac3점 및 Ms점도 함께 나타낸다. 또한, 상기 Ac3점 및 Ms점의 산출식에 있어서, 포함되지 않는 원소에 대해서는 제로로 하여 산출했다.
실시예 1에서는 어느 예도 다음의 조건으로 실시했다. 즉, 블랭크의 가열은 900℃(가열 온도)로 6분간, 열간 프레스 성형의 개시 온도는 800~700℃의 사이, 상기 강판을 상기 가열 온도까지 승온시키는 공정에 있어서, 100℃로부터 상기 가열 온도까지의 평균 승온 속도는 약 10℃/s, 상기 가열 온도로부터 (Ms점-150℃)까지의 평균 냉각 속도는, 10~30℃/s로 했다.
열간 프레스 성형은, 상기 도 1에 도시하는 바와 같이, 프레스기(40톤 메커니컬 프레스)를 이용하여, 프레스 성형[선행 패드 사용의 굽힘(폼) 성형]을 실행하고, 도 10에 도시하는 햇 채널(hat channel) 형상의 강 부재를 얻었다. 또한, 선행 패드의 압력원에는, 약 1톤의 판력을 갖는 스프링을 사용했다.
도 1은 성형 공정을 도시하고 있으며, 도 1 중, 1은 펀치, 2는 다이, 3은 선행 패드, 4는 강판(블랭크), 5는 핀(스프링 내장 플로트 핀)을 각각 도시하고 있다.
도 1의 (a)에 도시하는 바와 같이, 프레스 개시까지는, 블랭크(4)와 금형(다이(2)나 선행 패드(3))과의 접촉을 극히 피하기 위해, 스프링을 내장한 핀(5)을 금형(다이(2)나 선행 패드(3))에 배치하고, 가열로로부터 취출한 블랭크(4)를 일단 핀(5) 상에 세트한다.
도 1의 (b)는 성형 도중을 도시한 것이며, 펀치(1)를 내리는 도중이다. 그리고 도 1의 (c)는, 펀치(1)가 하사점(하한 위치)까지 내려진 상태를 도시한 것이다.
또한, 후술하는 표 2의 실험 No. 16은, 프레스 횟수를 3회로 하고, 실험 No. 17 및 18은, 프레스 횟수를 4회로 했다.
형 내 보지 시간(금형 접촉 시간, 하사점 보지 시간)은, 표 2 및 표 3의 실험 No. 1~7 및 10~51에서는, 상기 도 9에 나타내는 바와 같이 약 0.8~7초로 했다. 이 중, 표 2의 실험 No. 3, 4 및 19의 형 내 보지 시간은 약 7초로 했다.
상기 열간 프레스 성형 후의 실온까지의 냉각은, 상기 도 9에 나타내는 바와 같이 실행했다. 구체적으로는, 표 2 및 표 3의 실험 No. 1, 2, 11~14, 17, 18 및 20~51은, 프레스 성형 후에 강제 풍랭을 실행하고, 표 2의 실험 No. 10, 15 및 16은, 프레스 성형 후에 자연 공랭을 실행했다. 또한, 표 2의 실험 No. 5~7은 프레스 성형 후에 보지로에서 6분간 보지한 후에 자연 공랭을 실행했다. 표 2의 실험 No. 3, 4 및 19는 프레스 성형 후에 자연 공랭으로 했다. 표 2의 실험 No. 8 및 9도 프레스 성형 후는 자연 공랭으로 했다.
상기 강 부재 제조 시의 강판의 온도 이력은, 도 11에 도시하는 바와 같이, 강 부재로 한 경우의 천정판의 중앙부 및 종벽의 중앙부에 열전쌍을 매립하여 측정했다. 또한, 상기 2개소에서 측정한 온도는 거의 동일했다.
상기 측정한 온도 이력으로부터, (Ms점-150℃)에서 80℃까지의 냉각 시간을 판독하여, 표 2 및 표 3에 나타내는 평균 냉각 속도나 뜨임 파라미터(λ)를 산출했다. 구체적으로 뜨임 파라미터는, t0=0(초), T0=Ms-150℃를 기점으로 하여, 상기 측정한 (Ms점-150℃)로부터 80℃까지의 냉각 이력, 및 Si량을 설정하여 계산했다. 또한, 표 2 및 표 3에 나타내는 최종 이형 온도는 열전쌍의 지시 온도와 그때의 금형 위치로부터 판단했다. 본 실시예에서는, 이 최종 이형 온도가 최종의 열간 프레스 성형의 종료 온도이다.
상기와 같이 하여 얻어진 강 부재(성형 부재)를 이용하여, 하기와 같이 인장 시험 및 생산성의 평가를 실행했다. 또한, 얻어진 강 부재는 모두 조직이 마텐자이트 단일 조직이었다.
[인장 시험]
도 12에 도시하는 바와 같이, 성형 부품(강 부재)의 일부로부터 인장 시험용 시험편으로서, JIS5호 형상의 시험편을 절출했다. 그리고, 시마즈 제작소제 AG-IS250Kn 오토그래프 인장 시험기를 이용하여 변형 속도: 10mm/min로, JIS Z 2241에 규정된 방법으로, 항복 강도(YS), 인장 강도(TS), 신장(EL)을 측정했다. 그리고 TS×EL(MPa·%)를 구했다.
[생산성의 평가]
생산성은, 열간 프레스 성형 공정에 있어서, 율속 공정인 형 내 보지 시간의 길이로 평가했다. 상기 형 내 보지 시간이, 10초 이상의 경우를 종래 기술과 마찬가지로 생산성이 나쁨(×)으로 평가하고, 10초 미만의 경우를 생산성이 좋음(○)으로 평가했다.
이들 결과를 표 2 및 표 3에 나타낸다.
[표 1]
Figure pct00013
[표 2]
Figure pct00014
[표 3]
Figure pct00015
표 1 내지 표 3으로부터 다음의 사실을 알 수 있다.
실험 No. 1~4는 Si량이 부족하기 때문에, 우수한 강도-연성 밸런스를 확보할 수 없었다. 실험 No. 2 및 3으로부터, Si량이 부족한 경우, (Ms점-150℃)로부터 80℃까지의 평균 냉각 속도를 변화시켜도 충분히 높은 강도-연성 밸런스는 얻어지지 않는 것을 알 수 있다. 또한, 실험 No. 4에서는, 파라미터(λ)가 규정 범위를 초과하기 때문에, 강도-연성 밸런스가 현저하게 나쁜 것이 되었다.
실험 No. 5~7은 (Ms점-150℃)로부터 80℃까지의 냉각이 파라미터(λ)의 규정 범위를 초과하도록 실행했기 때문에, 강도-연성 밸런스가 나빠졌다.
실험 No. 8 및 9는 (Ms점-150℃)로부터 80℃까지의 냉각이 파라미터(λ)의 규정 범위를 하회하도록 실행했기 때문에, 강 부재의 생산성이 나빴다.
실험 No. 41, 42, 47 및 48은 (Ms점-150℃)로부터 80℃까지의 냉각이 파라미터(λ)의 규정 범위를 초과하도록 실행했기 때문에, 강도-연성 밸런스가 나빠졌다.
이에 대하여, 실험 No. 10~40, 43~46, 및 49~51은 본 발명에서 규정된 성분 조성의 강판을 이용하여, 규정된 방법으로 강 부재를 제조했으므로, 고강도이면서 강도-연성 밸런스가 우수한 강 부재를 생산성 양호하게 얻을 수 있었다.
이 중 실험 No. 10~14는, 동일 블랭크를 이용하고 (Ms점-150℃)로부터 80℃까지의 냉각을, 파라미터(λ)를 변경하여 실행한 예이지만, 모두 높은 강도-연성 밸런스가 얻어졌다.
실험 No. 15~18은, 동일 블랭크를 이용하고 프레스 횟수와 최종 이형 온도를 변화시킨 예이지만, 이들 결과를 대비하면, 다단 성형을 실행하고, 또한 최종 이형 온도를 낮게 하는 것에 의해, 높은 생산성과 보다 높은 강도-연성 밸런스를 실현할 수 있는 것을 알 수 있다.
[실시예 2]
실시예 2에서는, 강판을 상기 가열 온도까지 승온시키는 공정에서의 100℃로부터 상기 가열 온도까지의 평균 승온 속도가 특성에 미치는 영향에 대해 조사했다.
이 실시예 2에서는, 소형(1.4mmt×180mmW×50mmL)의 평판에 대하여, 통전 가열 장치로 열처리를 실시한 재료를 평가했다.
상기 표 1의 블랭크 기호 A의 강판을 이용하여, 강판을 가열 온도: 900℃까지 승온시키는 공정에 있어서, 100℃로부터 상기 가열 온도까지의 평균 승온 속도를 하기 표 4에 나타내는 바와 같이 했다. 그리고, 가열 온도: 900℃에 도달한 시점에서 통전을 멈추고, 800℃까지 방랭한 후, 가열 온도(900℃)로부터 (Ms점-150℃)까지의 평균 냉각 속도가 약 10℃/s가 되도록 냉각하고, 또한 (Ms점-150℃)로부터 80℃까지의 냉각을 표 4에 나타내는 뜨임 파라미터(λ)의 값이 되도록 실시하여 열처리재를 얻었다. 또한, 상기 이외의 조건은, 표 2의 실험 No. 15와 동일하게 했다.
그리고, 얻어진 열처리재로부터 JIS5호 인장 시험편을 채취하고, 인장 시험을 실행하여, YS, TS, EL 및 TS×EL를 구했다. 이들 결과를 표 4에 나타낸다.
[표 4]
Figure pct00016
표 4로부터 다음의 사실을 알 수 있다. 상기 강판을 상기 가열 온도까지 승온시키는 공정에 있어서, 100℃로부터 상기 가열 온도까지의 평균 승온 속도를 높이는 것에 의해, TS×EL이 높아지고 있는 것을 알 수 있다. 특히, TS×EL에서 14000MPa·% 이상의 보다 높은 TS×EL 밸런스를 달성하려면, 상기 평균 승온 속도를 50℃/s 이상으로 하는 것이 보다 바람직한 것을 알 수 있다.
[실시예 3]
실시예 3에서는, 열간 프레스 성형하여 얻어진 강 부재에 대해 뜨임을 실행하는 경우의, 뜨임 온도가 기계적 특성에 미치는 영향에 대해 조사했다.
하기에 나타내는 바와 같이, 열간 프레스 성형하여 얻어진 강 부재에 대해, 추가로 뜨임을 실행한 것을 제외하고, 실시예 1에 있어서의 표 2의 실험 No. 16(최종 이형 온도 380℃)과 마찬가지로 하여 강 부재를 얻었다. 상기 뜨임에서는, 열간 프레스 성형 후, 표 5에 나타내는 뜨임 온도까지 평균 승온 속도 40℃/s로 승온시킨 후, 상기 뜨임 온도로 보지하지 않고 수랭했다.
그리고 실시예 1과 마찬가지로 하여 인장 시험을 실행해서, YS, TS, EL 및 TS×EL를 구했다. 이들 결과를 표 5에 나타낸다. 또한, 모두, 열간 프레스 성형 공정에 있어서의 형 내 보지 시간은 10초 미만이며, 생산성은 ○였다.
[표 5]
Figure pct00017
표 5로부터 다음의 사실을 알 수 있다. 실험 No. 58과 실험 No. 59~62를 대비하면, 뜨임을 실행한 경우라도, TS×EL 밸런스를 저하시키지 않고, 강도 조정을 실행할 수 있는 것을 알 수 있다. 실험 No. 63의 결과로부터, 소망의 항복 강도(800㎫ 이상)를 얻으려면, 뜨임을 실행하는 경우의 뜨임 온도의 상한을 600℃ 미만으로 하는 것이 좋음을 알 수 있다.
1: 펀치 2: 다이
3: 선행 패드 4: 강판(블랭크)
5: 핀

Claims (8)

  1. 성분 조성이,
    질량%로(이하, 화학 성분에 대해 동일함),
    C: 0.15% 이상 0.4% 이하,
    Si: 1.0% 초과 1.65% 이하,
    Al: 0.5% 이하(0%를 포함하지 않음),
    Mn: 1% 이상 3.5% 이하,
    Ti: 0.10% 이하(0%를 포함하지 않음), 및
    B: 0.005% 이하(0%를 포함하지 않음)를 포함하며,
    잔부가 철 및 불가피한 불순물인 강판을 가열하여, 1회 이상 열간 프레스 성형하는 것에 의해 강 부재를 제조하는 방법에 있어서,
    상기 가열의 온도(가열 온도)를 Ac3 변태점 이상으로 하고,
    또한, 상기 열간 프레스 성형의 개시 온도를 상기 가열 온도 이하 Ms점 이상으로 하고,
    또한, (Ms점-150℃)로부터 80℃까지의 냉각을, 하기의 식 (1)로 나타내는 뜨임 파라미터(λ)가 7100 이상 8030 이하를 만족하도록 실행하는 것을 특징으로 하는
    열간 프레스 성형강 부재의 제조 방법.
    [식 1]
    Figure pct00018

    [식 (1)에 있어서, λ는 뜨임 파라미터, [Si]는 강 중 Si량(질량%)을 나타내며, tn'은 하기의 식 (2)로 나타내는 값임]
    [식 2]
    Figure pct00019

    [식 (2)에 있어서, tn은 (Ms점-150℃)로부터 80℃까지의 총 냉각 시간을 5000 등분했을 때의 n번째의 시간(초), Tn은 상기 tn일 때의 온도(℃)를 나타냄. t0=0초, T0=Ms점-150℃임. 또한, 10＾{ }는 10의 { } 승을 의미함]
  2. 제 1 항에 있어서,
    상기 (Ms점-150℃)로부터 80℃까지의 냉각을 평균 냉각 속도 5℃/s 이상 20℃/s 이하로 실행하는
    열간 프레스 성형강 부재의 제조 방법.
  3. 제 1 항에 있어서,
    상기 열간 프레스 성형의 최종의 열간 프레스 성형의 종료 온도를 Ms점 이하로 하는
    열간 프레스 성형강 부재의 제조 방법.
  4. 제 1 항에 있어서,
    상기 강판을 상기 가열 온도까지 승온시키는 공정에 있어서, 100℃로부터 상기 가열 온도까지의 평균 승온 속도를 5℃/s 이상으로 하는
    열간 프레스 성형강 부재의 제조 방법.
  5. 제 1 항에 있어서,
    상기 열간 프레스 성형 후에, 100℃ 이상 600℃ 미만으로 뜨임을 실행하는
    열간 프레스 성형강 부재의 제조 방법.
  6. 제 1 항에 있어서,
    상기 강판의 성분 조성이, 추가로,
    (a) Cr를 5% 이하(0%를 포함하지 않음);
    (b) Ni 및 Cu로 이루어지는 군으로부터 선택되는 1종 이상의 원소를 합계 0.5% 이하(0%를 포함하지 않음);
    (c) Mo를 1% 이하(0%를 포함하지 않음); 및
    (d) Nb를 0.1% 이하(0%를 포함하지 않음)의
    상기 (a) 내지 (d) 중 적어도 어느 하나에 속하는 1종 이상의 원소를 포함하는
    열간 프레스 성형강 부재의 제조 방법.
  7. 제 1 항 내지 제 6 항 중 어느 한 항에 기재된 제조 방법으로 얻어지는
    열간 프레스 성형강 부재.
  8. 제 7 항에 기재된 열간 프레스 성형강 부재에 가공을 실시하여 얻어지는
    자동차용 강 부품.
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