TWI568857B - 表層細粒化熱剪切加工方法及表層細粒化熱剪切加工零件 - Google Patents

表層細粒化熱剪切加工方法及表層細粒化熱剪切加工零件 Download PDF

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Description

表層細粒化熱剪切加工方法及表層細粒化熱剪切加工零件 技術領域
本發明有關於一種使用於汽車、船舶、橋梁、營建機具、各種設備等之含碳率為0.15質量%以上之鋼板之表層細粒化熱剪切加工方法及表層細粒化熱剪切加工零件。
背景技術
迄今，對於使用於汽車、船舶、橋梁、營建機具、各種設備等之金屬材料(鋼板)，多施予使用衝頭與鋼模之剪切加工。近年，則就安全性與輕量化之觀點而發展了各種構件之高強度化技術，並進行如「壓製技術」、Vol.46No.7、36-41頁(以下稱為「非專利文獻1」)所揭示之大致同時進行壓製成形與熱處理而成形高強度構件之淬火壓製。
對於通常之冷壓產品，乃於壓製成形後施予穿孔及裁剪等剪切加工。然而，對於淬火壓製產品若於成形後進行剪切加工，將因構件硬度較高而使剪切工具之壽命明顯縮短。且，亦有發生剪切加工部之殘留應力所導致之遲 緩斷裂之虞。因此，對於淬火壓製產品多進行雷射切割而非剪切加工。
然而，雷射切割之成本較高，故至今已提案有在剪切加工後進行熱處理之方法(參照諸如日本特開2009-197253號公報(以下稱為「專利文獻1」))、與熱壓同時而在進行淬火之前進行剪切加工以減少剪切加工部之殘留應力之方法(參照諸如日本特開2005-138111號公報(以下稱為「專利文獻2」))、日本特開2006-104526號公報(以下稱為「專利文獻3」)、日本特開2006-83419號公報(以下稱為「專利文獻4」))、減緩剪切加工部之冷卻速度而降低淬火硬度之方法(參照諸如日本特開2003-328031號公報(以下稱為「專利文獻5」))、進行局部電熱而僅使剪切加工預定部軟化以進行加工之方法(參照諸如「CIRP Annals-Manufacturing Technology」57(2008)，p.321-324」(以下稱為「非專利文獻2」))、控制高強度鋼板之剪切加工面之表層組織而改善遲緩斷裂性之剪切加工技術(參照日本特開2012-237041號公報(以下稱為「專利文獻6」))等。
發明概要
專利文獻1~6所揭示之方法及非專利文獻2所揭示之方法尚存在若干問題。專利文獻1所揭示之方法係僅可使用於特定材質之方法，且，其為用於剪切加工業經淬火之材質之方法，故未解決工具壽命較短之問題。
專利文獻2~4所揭示之方法雖可減少鋼板之變形阻力所導致剪切加工部之殘留應力，但無法減少工具熔執、淬火時之模具接觸之不均一性所致生之熱應力及伴隨鋼板之變態而發生之殘留應力。因此，熱剪切加工部之延展性較低時，無法解決發生遲緩斷裂之問題。且，並未揭露熱剪切加工部之延展性之提高方法。
專利文獻5所揭示之方法則可認為因鋼板之剪切加工部並不硬化而可使延展性提高，但冷卻速度較慢則使加工時間延長，並使成本提高。且，非專利文獻2所揭示之方法須準備已新設有剪切加工用之通電加熱裝置之模具，則導致成本提高。
專利文獻6所揭示之方法雖具有改善遲緩斷裂性之良好效果，但剪切加工開始溫度不拘被加工材之材質及冷卻速度而規定為400℃~900℃。因此，視被加工材之材質及加工條件之不同，可能在發生遲緩斷裂之溫度範圍(低溫側)中進行剪切加工。反之，若為避免遲緩斷裂而在過度高溫下進行剪切加工，熱脹量將增大，回復常溫後之尺寸變化甚大。其結果，則導致加工零件之尺寸誤差增大。因此，若配合實際之熱剪切條件，而將剪切加工溫度精密控制在低溫側，則可能更為提昇加工零件之加工精度，並抑制遲緩斷裂。
專利文獻6中已揭示於剪切部表面上存在微細之肥粒鐵時，將不發生遲緩斷裂。然而，諸如實施例之表1中之鋼板成分A8及A9所獲致之結果之表5中，使用鋼板A8之 實驗編號36-40即便以相同之加熱條件與維持條件、相同之剪切加工溫度與冷卻速度進行加工，組織亦可能不均勻而發生遲緩斷裂。另，使用表5之鋼板A9之結果亦同。
本發明為解決以上問題，而以無須增加加工時間及新工時，即可避免發生於熱剪切加工部之遲緩斷裂，以及提高產品之加工精度為課題，目的則在提供可解決上述課題之表層細粒化熱剪切加工方法，以及提供可滿足該等要求之表層細粒化熱剪切加工零件。
本發明人等人已就解決上述問題之方法加以致力檢討。其結果，則發現若基於剪切加工部表層之等效塑性應變量而將開始剪切加工之溫度(剪切加工開始溫度)設在適當範圍內，即便剪切加工部存在較多殘留應力，亦不致發生遲緩斷裂。
即，加工部之等效塑性應變量雖受加工時之溫度、加工前之組織(肥粒鐵或沃斯田鐵)所影響，但加工後之組織變化則隨加工部之等效塑性應變量與加工溫度而不同。鋼板之組成、加工前進行壓製加工時其壓製加工之條件及其所附隨之溫度歷程則影響其如何不同。已發現考量其等全部因素而使加工溫度適當化，則即便剪切加工部存在較大之殘留應力，亦可提昇尺寸精度而不致發生遲緩斷裂之條件。
尤其，考量含碳率為0.15質量%以上時剪切冷卻後之冷加工性，宜使含碳率為0.48質量%以下之JIS G 4051 所規定之機械構造用碳鋼在冷卻時之實測Ar3點約為500℃以下，若如此即可應用本發明，已就JIS G 4051之S17C、S25C、S35C及S45C之冷壓鋼板加以確認。
本發明乃基於上述發現而完成，其要點如下。
本發明第1態樣係提供一種表層細粒化熱剪切加工方法，其係在Ac3~1400℃之範圍內加熱、保持含碳率為0.15質量%以上之鋼板進行沃斯田鐵化後，將其設置於模具中進行剪切加工，並予以驟冷進行淬火處理；該方法中，係將開始前述剪切加工之溫度設為對預先測得之前述鋼板之Ar3加上30~140℃後的溫度(℃)。
本發明第2態樣係提供一種表層細粒化熱剪切加工方法，其係在Ac3~1400℃之範圍內加熱、保持含碳率為0.15質量%以上之鋼板進行沃斯田鐵化後，將其設置於模具中進行剪切加工，並予以驟冷進行淬火處理；該方法中，係將開始前述剪切加工之溫度設為：對預先測得之前述鋼板之Ar3加上剪切加工部之表層之的效塑性應變量乘以40~60的係數所算出之值後的溫度(℃)。
本發明第3態樣係提供本發明第2態樣之表層細粒化熱剪切加工方法，其係將前述剪切加工部之表層的等效塑性應變量以下述區域之等效塑性應變量的平均值算出，該區域為：自前述剪切加工部之剪切面在前述剪切面之法線方向上朝鋼板內側在前述鋼板之板厚的5~20%之範圍內，且自前述剪切加工部之毛邊側下面朝前述鋼板之板厚方向在該鋼板之板厚的20~50%之範圍內。
本發明第4態樣係提供本發明第2或第3態樣之表層細粒化熱剪切加工方法，其係藉由基於鋼板溫度為500~800℃之應力．應變曲線圖進行之數值模擬，算出前述剪切加工部之表層的等效塑性應變量。
本發明第5態樣係提供本發明第2~第4態樣之任一態樣之表層細粒化熱剪切加工方法，其係基於下述式(1)之Mises之降伏函數，算出前述剪切加工部之表層的等效塑性應變量。
本發明第6態樣係提供本發明第1或第2態樣之表層細粒化熱剪切加工方法，其鋼板接觸模具後至開始鋼板之剪切加工為止在3秒以內。
本發明第7態樣係提供本發明第1或第2態樣之表層細粒化熱剪切加工方法，其係藉由使前述鋼板接觸前述模具進行前述驟冷。
本發明第8態樣係提供本發明第1或第2態樣之表層細粒化熱剪切加工方法，其係藉由使從設於前述模具之鋼板接觸部的孔洞噴出之水通過設於前述鋼板接觸部之溝槽，進行前述驟冷。
本發明第9態樣係提供本發明第1或第2態樣之表層細粒化熱剪切加工方法，其係在對前述鋼板進行前述加 熱與前述剪切加工之間，對該鋼板進行不伴隨破裂之壓製成形。
本發明第10態樣係提供一種表層細粒化熱剪切加工零件，其含碳率為0.15質量%以上之鋼板的剪切加工部上，於自破裂面在剪切面之法線方向上往鋼板內側100μm之範圍的表層由肥粒鐵相與剩餘部分所構成；前述剩餘部分含有結晶粒徑在3μm以下之變韌鐵相、麻田散鐵相、殘留沃斯田鐵相中之至少1相，及雪明碳鐵以及生成不可避免之夾雜物；前述肥粒鐵相之平均粒徑為3μm以下，且，以個數計含有5%以上縱橫比3以上之晶粒；並且該100μm之範圍外則由麻田散鐵與生成不可避免之夾雜物，或變韌鐵與麻田散鐵及生成不可避免之夾雜物所構成。
本發明第11態樣係提供本發明第10態樣之表層細粒化熱剪切加工零件，其中前述表層中，前述雪明碳鐵之個數密度為0.8個/μm3以下，且，前述雪明碳鐵之最大長度為3μm以下。
本發明第12態樣係提供本發明第10或第11態樣之表層細粒化熱剪切加工零件，其藉EBSD(電子束背向散射繞射法)觀察所測定之合計前述變韌鐵相及麻田散鐵相以及殘留沃斯田鐵相後之前述表層的面積比為10~50%。
本發明第13態樣係提供一種表層細粒化熱剪切加工零件，其係藉由在Ac3~1400℃之範圍內加熱、保持含碳率為0.15質量%以上之鋼板進行沃斯田鐵化後，將其設置於模具中進行剪切加工，並予以驟冷進行淬火處理而製 成，且，開始前述剪切加工之溫度設為對預先測得之前述鋼板之Ar3加上30~140℃後的溫度(℃)。
本發明第14態樣係提供一種表層細粒化熱剪切加工零件，其係藉由在Ac3~1400℃之範圍內加熱、保持含碳率為0.15質量%以上之鋼板進行沃斯田鐵化後，將其設置於模具中進行剪切加工，並予以驟冷進行淬火處理而製成，且，開始前述剪切加工之溫度設為：對預先測得之前述鋼板之Ar3加上剪切加工部之表層的等效塑性應變量乘以40~60的係數所算出之值後的溫度(℃)。
本發明之表層細粒化熱剪切加工方法及表層細粒化熱剪切加工零件可提供可抑制剪切加工部之遲緩斷裂而不致增加加工時間及新製程，且尺寸精度良好之加工零件。
1‧‧‧鋼板
2‧‧‧衝頭
3‧‧‧鋼模
4‧‧‧凹垂部
5‧‧‧剪切面
6‧‧‧破裂面
7‧‧‧毛邊
8‧‧‧剪切加工部
9‧‧‧襯墊
10‧‧‧剪切加工裝置
11‧‧‧微細之組織
12‧‧‧襯墊(圖4A、4B、4C)
12‧‧‧毛邊側下面(圖6A)
13‧‧‧動模
14‧‧‧孔部
16‧‧‧廢料
20‧‧‧剪切加工裝置
22‧‧‧穴部
24‧‧‧孔部
26‧‧‧動模
圖1A為顯示使用衝頭與鋼模之穿孔剪切加工之態樣的模式圖。
圖1B為顯示使用衝頭與鋼模之裁剪剪切加工之態樣的模式圖。
圖2係顯示鋼板之剪切加工部之態樣的圖。
圖3係顯示溫度歷程與Ar3點之關係的圖。
圖4A係顯示試驗A中使用之熱剪切加工裝置之剪切加工前之狀態的圖。
圖4B係顯示試驗A中使用之熱剪切加工裝置之剪切加 工中之狀態的圖。
圖4C係顯示試驗A中使用之熱剪切加工裝置之剪切加工後之狀態的圖。
圖5係顯示比較例之藉由使用穿透式電子顯微鏡之印影法而觀察到的剪切加工部之表層之夾雜物(印影法、穿透電子顯微鏡成像)的圖。
圖6A係顯示等效塑性應變之平均化領域的圖。
圖6B係顯示實際經熱剪切加工之剪切加工部中形成有顯微組織之領域的圖。
圖7為由實施例1而得之金屬組織(EBSD像)之例的圖。
圖8為由實施例1而得之金屬組織之夾雜物(印影法、穿透電子顯微鏡成像)之例的圖。
圖9A係顯示試驗B中使用之熱剪切加工裝置之彎曲加工狀態的圖。
圖9B係顯示試驗B中使用之熱剪切加工裝置之剪切加工狀態的圖。
用以實施發明之形態
[第1實施形態]
以下，詳細說明本發明第1實施形態之表層細粒化熱剪切加工方法及表層細粒化熱剪切加工零件。
首先，說明一般之剪切加工，並說明業經剪切加工之剪切加工零件之剪切加工部。
如圖1A、圖1B所示，使衝頭2對設置於鋼模3上 之鋼板1下降，進行穿孔剪切加工或裁剪剪切加工。此時，鋼板1之剪切加工部8一如圖2所示，係由(a)~(d)所構成，即，(a)藉衝頭2整體下壓鋼板1而形成之凹垂部4，(b)使鋼板1陷入衝頭2與鋼模3之間隔(衝頭2與鋼模3之間隙)中，並加以局部拉伸而形成之剪切面5，(c)陷入衝頭2與鋼模3之間隔中之鋼板1破裂而形成之破裂面6，(d)形成於鋼板1之背面之毛邊7。
另，以下之實施形態之說明中，亦就同樣之構件附以同樣之參照標號，並省略其詳細說明。
又，本實施形態中，雖使用「剪切加工部之表層」之用語，但其意指自剪切加工部之表面在剪切面法線方向上至100μm為止之領域。
以下，則先說明本發明人等人對於熱剪切加工之發現，接著，說明基於其發現而構思之表層細粒化熱剪切加工方法，最後則就藉該加工方法而形成之表層細粒化熱剪切加工零件與加工方法之作用一併加以說明。
本實施形態之熱剪切加工使用0.15質量%以上之高碳等級之鋼板。上述鋼板之由沃斯田鐵形成肥粒鐵之狀態圖中之變態開始溫度(Ae3點)為800~900℃。且，已在沃斯田鐵之狀態下大幅塑性變形之部分，即使進行了驟冷，亦不致發生麻田散鐵變態，而會變態為肥粒鐵。因此，在以狀態圖為基準之沃斯田鐵單相之溫度範圍內加工後若予以驟冷，則塑性變形較大之剪切加工部之表層將大致全部形成肥粒鐵，其餘之未發生塑性變形之部分則形成麻田散 鐵。但，加工溫度較高時，將因熱應變而使尺寸精度劣化。且，若在以狀態圖為基準之沃斯田鐵與肥粒鐵併存之溫度範圍內加工，已塑性變形之肥粒鐵相將導致遲緩斷裂之發生不一致而成問題。
因此，本發明人等人已進行實驗而在鋼板經均熱處理後改變開始剪切加工之溫度(剪切加工開始溫度)以進行剪切加工。另，該剪切加工開始溫度係在自鋼板之剪切加工位置距離3~5mm之位置上朝板厚方向之中央嵌入熱電偶而測得之剪切加工開始時之溫度。鋼板一旦接觸模具，將發生散熱而降低溫度，故對模具接觸鋼板後，在3秒以內開始進行剪切加工。
另，本實施形態中，所謂「模具」，意指剪切加工時所使用之鋼模3與襯墊9(參照圖4A)。且，所謂「使鋼板接觸模具之後」意指使鋼板1接觸鋼模3或襯墊9之任一方之時刻起。
其結果，本發明人等人已發現可使尺寸精度良好而不致發生鋼板之剪切加工部(破裂面)之遲緩斷裂之溫度範圍之存在，該溫度範圍會因加工條件及鋼板之成分而不同。且，本發明人等人亦一併發現了控制剪切加工前之鋼板之冷卻亦將影響剪切加工部(破裂面)之遲緩斷裂及加工零件之尺寸精度。
進而，並發現將剪切加工開始溫度如後述般設為適當之溫度，則除微細之肥粒鐵外，亦將形成微細之變韌鐵、麻田散鐵及殘留沃斯田鐵，進一步將逐漸減少雪明碳 鐵。
微細之肥粒鐵組織之韌性一般均高於麻田散鐵組織。因此，若剪切加工部之表層中存在此高韌性之微細肥粒鐵組織，將可抑制遲緩斷裂。
上述剪切加工開始溫度乃考量熱剪切加工時之溫度變化，進而就剪切加工應變之大小進行計算而求出之適當溫度範圍。
首先，將鋼板加熱至950℃，並在將已保持90秒之鋼板設置於4支尖針上之狀態(以下亦稱為「銷頭支撐」)下予以冷卻後再測定變態溫度。溫度測定則藉已嵌入於鋼板中之熱電偶來進行。
所測得之Ar3點並非狀態圖般假定冷卻速度為0，而為本身係某種有限之冷卻速度下之FCC結晶之沃斯田鐵組織開始變態為肥粒鐵等BBC結晶組織之溫度。
如此而測得之Ar3點與狀態圖所示之自沃斯田鐵變態為肥粒鐵相之變態溫度(Ae3點)則有200~300℃之大幅落差。進而，在與模具呈表面接觸之狀態(雖為未淬硬之程度，但與銷頭支撐相較下冷卻速度較快)下測定Ar3點後，則較Ae3點更低400℃左右，即與銷頭支撐相較而為更低100℃左右之值。
Ar3點低於Ae3點，在金屬材料範疇中乃技術常識。然而，其量化差異尚不明確。本發明人等人之實驗則確認了熱剪切加工時將如上述而呈現極大之差異。
以上述測定方法(銷頭支撐)測定Ar3點之結果顯 示於圖3，僅供參考。鋼板主要使用板厚1.5mm者。加工所使用之鋼板之板厚範圍則在0.5mm~3.0mm左右。另，Ar3點乃自沃斯田鐵開始變態為肥粒鐵之溫度，故其測定無須包括剪切加工及淬火(驟冷)製程。因此，圖3之圖表中未包括淬火製程。
圖3中，起初，冷卻速度為7℃/s，冷卻開始後經過50秒時其冷卻速度則急劇降低。該鋼板之冷卻速度降至1℃/s以下後之鋼板溫度(約680℃)則認定為變態溫度(Ar3點)。測定Ar3點時，鋼板雖直接冷卻至室溫，但實際上在高於Ar3點之溫度下開始進行剪切加工，然後進行淬火製程。
另，本實施形態中使用與上述銷頭支撐相同之方法而將實際加工之板安裝條件下測得之Ar3溫度定義為「測得(鋼板)之Ar3」。上朮測定時之冷卻速度大多約為5℃/s至30℃/s左右(放冷狀態)。
另，若先以前述實驗作為預備試驗而加以實施並掌握熱剪切加工條件，則在實際之量產製程階段中，若進行適當之鋼板之均熱溫度管理，以及將鋼板置於模具後至開始剪切加工為止之時間管理，則亦可不準備嵌入有熱電偶之模具而就每次剪切測定剪切加工開始時所剪切之鋼板之表面溫度而進行作業。且，量產製程中測定鋼板之表面溫度而進行作業時，亦可在熱剪切加工之前以輻射溫度計測定鋼板之表面溫度。
其次，如上所述，剪切加工之塑性變形與剪切加 工部之組織有關，故本發明人等人藉數值計算而進行了剪切加工部附近之塑性應變之導出。在此，則評價塑性應變為等效塑性應變。
實際加工乃在高於所測得之Ar3溫度之範圍內進行加工，故計算之前提為以鋼板之變形阻力等機械特性之數值作為沃斯田鐵值。且，沃斯田鐵之機械特性之溫度相依性則採用已廣泛使用於熱壓印之22MnB5等效鋼之熱拉伸試驗(將鋼板加熱至Ac3點以上之溫度後，再冷卻至預定之溫度，然後進行拉伸試驗)之實測值。另，上述之溫度相依性已揭露於諸如「Hongsheng Liu,Jun Bao,Zhongwen Xing,Dejin Zhang,Baoyu Song,and Chengxi Lei；”Modeling and FE Simulation of Quenchable High Strength Steels Sheet Metal Hot Forming Process”,Journal of Materials Engineering and Performance,Vol.20(6),2011,pp.894-pp.902」(以下亦稱為「非專利文獻3」)中，實施者亦可不實際測定而使用上述文獻值。
藉數值計算而得之塑性應變在剪切加工面之表面上最大，隨著遠離表面而減小。進而，已知若在預定之溫度範圍內，剪切加工部中發生100%以上之等效塑性應變量之領域與實際產生顯微組織之領域則將一致。
另，藉數值計算而得之值可能隨分析員不同而不一致。因此，發明人等人以多種之鋼種、分析員、軟體進行數值計算，並獲致可使上述剪切加工部之剪切面之法線方向上發生100%以上之等效塑性應變之領域(距離)與已產 生顯微組織之剪切面法線方向之領域(距離)一致之溫度範圍，乃較所測得之Ar3更高約30~140℃之溫度範圍之結果。
其中，在大於對測得之Ar3點加上140℃後之溫度(以下亦揭露為「大於Ar3+140℃」)之溫度範圍內，計算所得之剪切加工部之剪切面法線方向上發生100%左右之等效塑性應變之領域大於加工零件之剪切加工部實際之微細領域。一旦分析該微細領域之組織之構成，則大半為肥粒鐵及碳化物。另，表層以外則為麻田散鐵。
肥粒鐵與麻田散鐵因其結晶構造與元素之固溶狀態之不同而異其體積。因此，若形成於剪切加工部之表層之顯微組織領域較大，且顯微組織之大半由肥粒鐵所構成，則微細之肥粒鐵與麻田散鐵之邊界面積將增大。其結果，則使加工零件之尺寸精度劣化。進而，若考量熱應變，則剪切加工開始溫度愈高，加工零件之尺寸精度愈差。
又，剪切加工開始溫度小於對所測得之Ar3加上30℃後之溫度(以下亦揭露為「小於Ar3+30℃」)時，實際之微細領域將小於發生100%以上之等效塑性應變之領域。且，發生100%以上之等效塑性應變量之領域減小，故小於該領域之實際之顯微組織領域則極小。進而，在小於對測得之Ar3+30℃之溫度下，將因內部之熱分布影響而使沃斯田鐵局部開始變態為肥粒鐵，上述肥粒鐵則因剪切加工而發生塑性變形。其結果，亦已知將使加工零件之剪切加工部表面之殘留應力過剩而提高遲緩斷裂之危險性。
另，剪切加工開始溫度若大於Ar3+30℃，則於沃 斯田鐵開始變態為肥粒鐵之前進行鋼板之剪切加工，以避免肥粒鐵所致剪切加工部之殘留應力過剩之問題。
基於以上之發現，本實施形態之表層細粒化熱剪切加工方法構成如下。
首先，簡單說明試驗所使用之剪切加工裝置。如圖4A所示，剪切加工裝置10包含可供設置鋼板1之鋼模3、配置於鋼模3上部而用於下壓設置於鋼模3上之鋼板1之襯墊12、配設於襯墊12內部而可藉插入鋼模3之孔部14而衝穿鋼板1之預定範圍之衝頭2。
先將含碳率為0.15質量%以上之鋼板1加熱至高於Ar3+30℃~Ar3+140℃之範圍之剪切加工開始溫度之Ac3~1400℃範圍內，再施予均熱化處理後，加以設置於鋼模3上(參照圖4A)。
然後，如圖4B所示，以襯墊12下壓鋼模3上之鋼板1後，再藉衝頭2進行鋼板1之剪切加工。另，將鋼板1設置於鋼模3上後，係於3秒以內開始進行鋼板1之剪切加工。控制將鋼板1設置於鋼模3上後至開始剪切加工為止之時間(剪切加工開始時間)，即可將剪切加工時之鋼板1之溫度控制在Ar3+30℃~Ar3+140℃之範圍內。
如圖4C所示，藉衝頭2而衝穿鋼板1之預定範圍，並使業經衝穿之鋼板1藉鋼模3及襯墊12而驟冷，以進行淬硬，即形成業經剪切加工之加工零件。
以下說明本實施形態之表層細粒化熱剪切加工方法及藉該加工方法而形成之表層細粒化熱剪切加工零件 (以下亦稱為「加工零件」)之作用。
如上而形成之加工零件(鋼板)在剪切加工部8中於剪切面5之法線方向上往鋼板之內側100μm之範圍之表層，至少由形成前述破裂面之局部之肥粒鐵相與剩餘部分所構成，剩餘部分則包含變韌鐵相、麻田散鐵相、殘留沃斯田鐵相，及雪明碳鐵以及生成不可避免之夾雜物。且，形成於剪切加工部8之表層之肥粒鐵相及變韌鐵相、麻田散鐵相、殘留沃斯田鐵相之平均粒徑為3μm以下。且，剪切加工部8之表層中以個數%計含有5%以上之縱橫比3以上之晶粒。另，剪切加工部8之表層以外則為生成不可避免之夾雜物與麻田散鐵，或者麻田散鐵與變韌鐵及生成不可避免之夾雜物之混合組織。
即，加工零件乃就加熱至Ar3點+30℃~140℃之鋼板1加以剪切加工而形成，故剪切加工部8(破裂面6)(參照圖2)之表層形成有微細之肥粒鐵組織、麻田散鐵組織、變韌鐵組織、殘留沃斯田鐵組織。實際剪切加工鋼板1而成者則顯示於圖6B。如圖6B所示，剪切加工部8中自破裂面6至剪切面5已於表層形成有微細之組織11，但破裂面6上尤其自表面至100μm左右之深度為止均形成有微細之組織。
微細之肥粒鐵組織之韌性一般高於麻田散鐵組織。因此，該高韌性之微細肥粒鐵組織存在剪切加工部8(破裂面6)表層，故可抑制遲緩斷裂所致剪切加工部8(破裂面6)之遲緩斷裂之發生。
且，如以下之揭露，本實施形態之加工零件可藉 剪切加工部8(破裂面6)之表層中形成之微細之麻田散鐵組織、變韌鐵組織、殘留沃斯田鐵組織，而抑制剪切加工部8(破裂面6)之遲緩斷裂之發生。
本實施形態藉EBSD而得之剪切加工部之表層之組織相片顯示於圖7，僅供參考。
圖7中，黑色部分為變韌鐵相、麻田散鐵相或殘留沃斯田鐵相。如相片所示，結晶粒亦包含縱橫比3以上者，但因後述之理由而未發生遲緩斷裂。
另，此之所謂「粒徑」意指在剪切面之法線方向上就沿行鋼板之板厚方向之截面觀察所得之肥粒鐵個別之結晶粒之面積置換為同一面積之圓後之圓直徑，即圓形換算直徑(等效圓直徑)。
剪切加工部8之表層並非微細之肥粒鐵相之單相，而存在變韌鐵相及麻田散鐵相、殘留沃斯田鐵相。一般而言，存在肥粒鐵相中之變韌鐵相及麻田散鐵相、殘留沃斯田鐵相可捕捉導致遲緩斷裂之擴散氫。因此，微細之肥粒鐵相中存在該等相，則有遲緩斷裂之抑制效果。
又，變韌鐵相及麻田散鐵相、殘留沃斯田鐵相若為3μm以下而呈微細狀態，將進而增加捕捉擴散氫之部位，故可進而抑制遲緩斷裂。
另，雪明碳鐵捕捉擴散氫之效果較小，可能成為遲緩斷裂發生之原因，故其含量宜少。
又，為構成粒徑3μm以下而微細之變韌鐵相及麻田散鐵相、殘留沃斯田鐵相之剩餘部分，無法避免縱橫 比大於3之肥粒鐵之出現。以穿透電子顯微鏡分析後，縱橫比大於3之肥粒鐵幾無發生塑性變形，或僅少量發生，由於並非業經專利文獻6所揭露之塑性變形後乃延伸者，故對遲緩斷裂之抗性並未造成不良影響。其作用之詳情雖尚不明朗，但欲構成上述之變韌鐵相及麻田散鐵相、殘留沃斯田鐵相之剩餘部分，必須存在縱橫比3以上之肥粒鐵組織。
為構成該等組織，亦須將剪切加工溫度調整為Ar3+30℃~Ar3+140℃。已以某種冷卻速度冷卻鋼板，故上述加工溫度下組織將維持沃斯田鐵之狀態，但可推論已增加適當量之加工應變，並已生成可變態為麻田散鐵以外之其他相之變態晶核。此時，冷卻速度則影響決定變態成何種相。
若大於Ar3+140℃，則冷卻速度較快，若增加無法變態成麻田散鐵之程度之加工應變，則沃斯田鐵將於冷卻時形成過冷狀態(溫度低於可存在組織形態之溫度範圍)。此時沃斯田鐵則易變態為微細之肥粒鐵組織。
另，若為Ar3+140℃度以下，則無法變態為肥粒鐵，進而將因加工應變之影響而生成亦無法變態為麻田散鐵之晶粒。上述晶粒則形成變韌鐵。且，加工應變較少時亦存在可變態為麻田散鐵之晶粒。進而，變態為上述不均之3種相將誘發對局部沃斯田鐵之碳凝聚，此種沃斯田鐵在室溫下亦可安定而形成殘留沃斯田鐵。該等相形成於微細之肥粒鐵之晶粒間，故其本身亦將微細化而為3μm以下。
另，為更加安定地形成該等組織，宜將鋼板接觸 模具後至剪切加工開始前之時間設在3秒以內。此則因剪切加工開始前之時間若大於3秒，鋼板表面將形成氧化層，而導致鋼板與模具之接觸不均之故。不均之接觸若導致不勻加熱之發生，則將造成剪切加工部之冷卻狀態不一致。
又，在大於Ar3點+140℃度之溫度下剪切加工專利文獻6之鋼板時之破裂面之表層之雪明碳鐵之分布顯示於圖5。專利文獻6中，僅以400℃~900℃之溫度範圍設定剪切加工開始溫度，故亦包含大於Ar3+140℃之情形。此時，舉例言之，如圖5所示，雪明碳鐵C(圓形以外之黑色部分)之個數密度為0.8個/μm3以上，最大長度為3μm以上。
另，本實施形態一如後述之試驗結果(圖8)所示，在鋼板之破裂面之表層上，雪明碳鐵(除圓形以外之黑色部分)之個數密度為0.8個/μm3以下，且其最大長度為3μm以下。依據發明人等人之經驗，雪明碳鐵之個數降至該程度且大小亦較小時，大致將不發生雪明碳鐵本身成為遲緩斷裂之原因之情況。
又，如圖7所示，在鋼板之剪切加工部上自破裂面在剪切面之法線方向上往鋼板內側100μm之範圍內，藉EBSD(電子束背向散射繞射法)觀察而測定之前述變韌鐵、麻田散鐵或殘留沃斯田鐵相之合計後之面積比為10~50%。
此亦依據發明人等人之經驗，若該等相之合計面積比小於10%，則無法充分進行擴散氫之吸留，而將增大遲緩斷裂之危險性。另，該等相之合計面積比若大於50%，則破裂面之表層之微小肥粒鐵之比例將降低，故微小肥粒 鐵所致之韌性提昇效果亦將降低，並提高遲緩斷裂之危險性。該等相之合計面積比若在上述範圍外，雖非立即喪失本發明之效果，但在該範圍內更佳。
另，剪切加工後使鋼板1驟冷之方法不限於本實施形態之藉模具(鋼模3、襯墊12)與鋼板1之接觸而進行驟冷，舉例言之，亦可使鋼板1直接接觸水而使鋼板1驟冷。使鋼板1接觸水之方法則可舉出使冷卻水通過設於模具上之鋼板接觸部之溝槽之方法。
又，即便壓製成形後進行剪切加工時，亦可與本實施形態之加工零件同樣而抑制剪切加工部之遲緩斷裂並形成具備尺寸精度之加工零件。
[第2實施形態]
以下說明本發明第2實施形態之表層細粒化熱剪切加工方法。與第1實施形態相同之構件則附以相同之參照標號並省略其詳細說明。且，藉本實施形態之表層細粒化熱剪切加工方法而形成之表層細粒化剪切加工零件與第1實施形態相同，故省略其作用效果之說明。
發明人等人已發現，可就可使剪切加工部之剪切面法線方向上發生100%左右之等效塑性應變之領域與已產生微細之肥粒鐵、麻田散鐵、變韌鐵殘留沃斯田鐵組織之剪切面法線方向上之領域(距離)一致之溫度範圍，將對測得之Ar3加上對剪切加工部之表層之等效塑性應變量乘以40~60之係數之值後之溫度範圍(℃)，設為剪切加工開始溫度。
另，本實施形態中，已考量以使用下述值作為剪切加工部之表層之等效塑性應變量為適當。
如圖6A所示，已使用於自剪切加工部8之剪切面5在剪切面5之法線方向上往鋼板1內側在鋼板1之板厚H之5~20%之範圍內，且在自剪切加工部8之毛邊7側下面12朝鋼板1之板厚方向在鋼板1之板厚H之20~50%之範圍內之領域A(粗線框內)內藉計算而得之塑性應變量之平均值，作為剪切加工部之表層之等效塑性應變量。
已發現如上而設定領域A，即可算得分析員及解析條件之差異影響較小之等效塑性應變量。其值一如後述，雖被認定作為等效塑性應變量而為合理之數值，但亦可對應計算方法而採用其它修正應變之值。
另，上述加工部之表層之等效塑性應變量係使用藉500℃~800℃之溫度範圍內之計算而求出之值。已確認該範圍內之表層之等效塑性應變量大致為一定。
與等效塑性應變量相乘之係數設有40之下限之理由乃因考量鋼種所致係數之差異及數值計算之誤差之故。已重複進行實驗、數值計算，即便在上述係數範圍外將出現微細之肥粒鐵、麻田散鐵、變韌鐵、殘留沃斯田鐵組織，但其等以更高之機率出現之係數之下限則算出為40。
又，與等效塑性應變量相乘之係數設有60之上限之理由乃因加工溫度若過高將使加工零件之尺寸精度劣化之故。此則可推論乃因溫度昇高將使表層之顯微組織之領域擴大，但與鄰接之表層以外之部分之密度差將增大，進 而熱應變亦增大，故冷卻後尺寸精度將劣化之故。
另，若將加工零件尺寸與零件設計尺寸之差大致控制在設計尺寸之-0%+5%之範圍內，則產品之廢品率將降至成本上得以容許之程度而實質解決問題。因此，決定其等之上限為嘗試錯誤之結果。
應在實際使用之模具內設置鋼板而預先藉熱電偶等依據溫度下降履歷而測定鋼板之測得之Ar3點。宜將熱電偶嵌入模具內，熱電偶感測部則直接接觸被剪切材之鋼板。此則因測得之Ar3點隨鋼板之冷卻速度而不同之故。另，如圖3之例示，已周知測得之Ar3點乃作為溫度之下降速度不同之點而測定者。後述之試驗A、B中亦採用該方法。
本實施形態中，算出剪切加工部之等效塑性應變甚為重要。熱剪切加工必在剪切加工中或其後發生金屬組織之變態，而無法測定等效塑性應變。因此，而藉FEM(有限元素法)解析進行剪切加工模擬，以算出等效塑性應變。
剪切加工之模擬時，將發生急劇之塑性應變之變化。因此，剪切加工部表層之塑性應變之計算結果容易隨分析員及解析條件之影響而不同。為減少上述分析員及解析條件之影響，宜設定固定之FEM解析領域，並於該領域內平均化等效塑性應變而加以算出。
本發明人等人嘗試錯誤之結果，已設定該領域。圖6A即顯示等效塑性應變之平均化領域。如圖6A所示，等效塑性應變之平均化領域A(粗線框內)設在自剪切加工部8之剪切面5在剪切面5之法線方向上往鋼板1內側在鋼板1之 板厚H(參照圖4)之5~20%之範圍內，且在自剪切加工部之毛邊7側之下面12朝鋼板1之板厚方向於鋼板1之板厚H之20~50%之範圍內。
且，模擬時，溫度變化將漸次進行改變，故須進行暫時設定剪切加工開始溫度，並基於該溫度而算出等效塑性應變，再基於所算出之等效塑性應變而決定正式之剪切加工開始溫度之反覆計算。上述計算之成本甚高。
本發明人等人依若干條件進行計算後，已確認基於500~800℃之任一種鋼板溫度下之應力．應變曲線圖而進行1次數值模擬，即可加以概算。
另，作為計算之前提，在高於所測得之Ar3溫度之範圍中加工時，以此時之鋼板之剛性等機械特性之數值作為沃斯田鐵之值。
另，模擬時，未特別考量異向性而藉已暫定為等向性之Mises之降伏係數算出等效塑性應變，即可算出剪切加工開始溫度，並未特別發生問題。
Mises之降伏函數所算出之等效塑性應變增量dε-P在實質坐標系為x、y、z時，可以下式代表之，等效塑性應變量則指定為其增量之積分。
如上所述，本實施形態之加工方法藉在已算出之 剪切加工開始溫度下進行鋼板之剪切加工，而於剪切加工部之表層形成微細之肥粒鐵等組織，並抑制剪切加工部(破裂面)之遲緩斷裂之發生，同時將剪切加工開始溫度控制在預定範圍內以抑制熱應變等，而可確保加工零件之尺寸精度。
尤其，為算出等效塑性應變量而已設定剪切加工部上預定之範圍領域A，故可算出誤差較小之等效塑性應變量。
又，用於算出等效塑性應變量之FEM之模擬時，溫度變化乃漸次進行改變，故須進行基於暫定之剪切加工開始溫度而算出等效塑性應變量，並基於其量而決定正式之剪切加工開始溫度之反覆計算。然而，本實施形態中，可基於500~800℃之任一種鋼板溫度下之應力．應變曲線圖而僅進行1次數值模擬即概算其值，故可簡化計算。
進而，藉已暫定為等向性之Mises之降伏函數算出等效塑性應變，而可更為簡化計算。
另，第2實施形態之表層細粒化熱剪切加工方法所揭露之等效塑性應變量之算出方法可應用於第1實施形態之表層細粒化熱剪切加工方法中之等效塑性應變量之計算。
實施例
以下，說明本發明之實施例，但實施例之加工條件乃為確認本發明之可實施性及效果而採用之加工條件之例示，本發明並不受限於該等加工條件。本發明在未脫離 本發明之要點而可達成本發明之目的之限度內，可採用各種加工條件。
(試驗A)
使用圖4A~圖4C所示之剪切加工裝置10，而將表1所示之成分組成之鋼種A~C之高強度鋼板1(200mm×150mm)設於鋼模3上後，使衝頭2與襯墊12一同自上部接近鋼板1上，並以襯墊12下壓鋼板1，同時藉衝頭2(寬65mm)進行鋼板1之剪切加工。業經剪切加工之鋼板1則藉模具(鋼模3與襯墊12)而進行驟冷。另，加工條件一如表2所示。且，衝頭2與鋼模3之間隔為0.15mm。
又，除比較例以外，鋼板1抵接鋼模3後至開始剪切加工為止之保持時間為0.5秒至3秒。表2中之剪切加工開始溫度則為該保持時間之範圍內所測得之溫度。
實施例所使用之鋼板之板厚為1.5mm。另，本發明之適用範圍之鋼板板厚為0.5mm至3mm左右。
各鋼板之已測得之Ar3點係藉將已加熱至950℃之鋼板置於剪切加工裝置中並接觸模具上方而使其冷卻，且測定此時之溫度歷程而求得(將溫度降至室溫之前之鋼板冷卻速度為1℃/秒以下之溫度視為Ar3點)。
為預估等效塑性應變，而藉採用商用軟體之Dassault Systèmes(達索系統)公司之Abaqus/Standard之有限元素法模擬進行了以鋼板為750℃時之變形阻力為輸入內容之剪切加工模擬。此時，使用Mises之降伏函數，並將工具刀刃附近之解析領域設為0.02mm×0.04mm之四邊形全 積分元件。且，衝頭每下壓0.05mm，即進行網格重劃。破裂則依Hancock & Mackenzie之延性破裂模式加以定義，並將滿足條件之部分之剛性設為0。在特定條件下已基於實際觀察所得之剪切面比率而配適該延性破裂模式之參數。已使用在自剪切加工部8之剪切面5朝剪切面5之法線方向於鋼板1之板厚H之10%內，且在自剪切加工部8之毛邊7側之下面12朝鋼板1之板厚方向於鋼板1之板厚H之30%內之領域A內之平均等效塑性應變(參照圖6A)。
又，已評價加工後之業經衝穿之廢料16(參照圖4(C))之長度作為尺寸精度。若未發生尺寸之誤差，則加工後之廢料16之長度應為65mm。因此，表2中，將加工後之廢料16之長度之誤差除以65，並將已轉換(×100)為百分比之值記錄為尺寸誤差。
[表2]
已就各實施例、比較例各進行3次試驗。另，關於遲緩斷裂之有無，則僅須發生一次遲緩斷裂，即評價為有遲緩斷裂。且，尺寸誤差為三次之平均值。
已知實施例1~6中，剪切加工部(破裂面)之遲緩斷裂之發生已被抑制，且，已改善加工零件之尺寸精度。
以下參照圖7(EBSD、微結構像)與圖8(萃取印模試樣之穿透電子顯微鏡觀察像)，說明實施例1之自剪切加工部之破裂面起100μm之範圍之微結構。
如圖7所示，依據EBSD解析結果、穿透電子顯微鏡之EDS(特徵X射線能量散布分析)及電子束繞射分析，已確認其由肥粒鐵、變韌鐵、麻田散鐵、殘留沃斯田鐵、雪明碳鐵及來自鐵以外之合金元素之夾雜物所構成。
具體而言，圖7乃將剪切加工部之剪切面之法線 方向上沿行鋼板之板厚方向之實施例1之截面試樣嵌入硬質樹脂中，並予以研磨、電解研磨後，藉EBSD而得之微結構像，圖8則為以穿透電子顯微鏡觀察藉採用SPEED法(Potentiostatic Etching by Electrolytic Dissolution：非水溶劑中定電位電解法)之萃取印模法而製成之實施例1之試樣所得者。
如圖7(EBSD微結構像)所示，自破裂面朝剪切面之法線方向在100μm之範圍之破裂面之表層上，肥粒鐵(圖7，黑色以外之部分)F之粒徑為3μm以下而極小，麻田散鐵、變韌鐵、殘留沃斯田鐵(圖7，黑色部分)BMA之粒徑亦為3μm以下。且，上述範圍中，亦出現縱橫比大於3之結晶晶粒，其比例依個數而為6%左右。
實施例2~6之任一均為相同之微結構。在此，於微結構之認定時，已就1實施例在自破裂面之表面100μm之範圍內隨機地拍攝約5個8.0×20μm之視域。
又，如圖8所示，可知實施例1中雪明碳鐵(圓形以外之黑色部分)C之比例極小。實施例1中，雪明碳鐵之個數密度為0.8個/μm3，且，觀察到之雪明碳鐵之最大長度為3μm以下。在此，關於雪明碳鐵之分布狀態，已針對一種條件而自剪切加工部之表層隨機地拍攝5張9.5×7.5μm之視域而進行判定。實施例2~6之任一均相同。
另，比較例1~5則為不含肥粒鐵之變韌鐵與麻田散鐵之混合組織(比較例1、2)或肥粒鐵單相(比較例3~5)。比較例1、2之夾雜物與圖8大致相同而幾未觀察到雪明碳 鐵，但比較例3~5則與圖5相同而觀察到大幅超過0.8個/μm3之極高個數密度之雪明碳鐵(圖5，參照圓形以外之黑色部分)C。
另，已進行除剪切加工開始溫度以外均與實施例1相同，接觸鋼模3與襯墊9(亦稱為模具)而冷卻後之剪切加工開始前之保持時間為3.5秒之實驗。此時之加工開始溫度亦為Ar3+30℃以上，但重複3次中之1次發生了遲緩斷裂。觀察製得之產品之剪切加工面之表面，則未發生遲緩斷裂之產品之剪切加工部表層之組織在自剪切面100μm之範圍內，肥粒鐵粒徑為3μm以下而極小，麻田散鐵、變韌鐵、殘留沃斯田鐵之粒徑亦為3μm以下。且，亦出現縱橫比大於3之結晶晶粒，其比例依個數而為7%左右。
然而，已發生遲緩斷裂之加工零件之剪切加工部之表層組織之自剪切面起算100μm之範圍內，肥粒鐵粒徑雖為5μm左右，但麻田散鐵、變韌鐵、殘留沃斯田鐵之粒徑亦為5μm。且，剪切加工部之表層亦出現縱橫比大於3之結晶晶粒，其比例依個數%而為7%左右。
(試驗B)
剪切加工裝置20包含形成有彎曲成形用之穴部22及穴部22底面上之脫模變形用之孔部24而可供設置鋼板1之鋼模3、可藉插入穴部22而使鋼板1發生彎曲變形之衝頭2、設於衝頭2內部而可於彎曲變形後插入孔部24以於鋼板1之預定範圍內形成(剪切加工)孔穴之動模26。
模擬不伴隨鋼板之破裂之壓製成形，而由剪切加 工裝置20在將鋼板1設置於鋼模3上後，先藉驅動衝頭2而將加熱後之鋼板1成形為帽形(參照圖9A)。然後，藉動模13而對鋼板1進行直徑20mm之穿孔試驗(參照圖9B)。
鋼板1接觸動模26後至剪切加工開始前之時間，除比較例以外，均為0.1秒至0.5秒左右。
將衝頭2與鋼模3之間隔設為0.15mm，並已認定依據帽形成形後之熱歷程而測得之Ar3。等效塑性應變之計算與試驗A相同。已採用表3所示之加工條件。
另，試驗B之評價方法亦與試驗A相同。
故而，試驗B之尺寸精度乃以加工後之通孔之直徑進行評價。若未發生尺寸之誤差，則加工後之鋼板1之通孔徑應為20mm。因此，本試驗之實施結果之表3中，將加工後之通孔徑之誤差除以20，而記錄已轉換(×100)為百分比之值作為尺寸誤差。
表3
實施例7~10中，已知已抑制剪切加工部(破裂面)上遲緩斷裂之發生。
又，表3中之實施例7~10中，剪切加工部之表層(距表面100μm之範圍)之微結構與實施例1~6(圖7(微結構)與圖8(夾雜物))相同而含有肥粒鐵、變韌鐵、麻田散鐵、殘留沃斯田鐵、雪明碳鐵及來自鐵以外之合金元素之夾雜物。實施例7~10之微結構與夾雜物與實施例1~6相同。
比較例6~11之微結構、夾雜物則與比較例1~5相同。即，比較例6~8為不含肥粒鐵之變韌鐵與麻田散鐵之混合組織，比較例9~11則為肥粒鐵單相。比較例6~8中，幾乎未觀察到雪明碳鐵，但比較例9~11中，則觀察到大幅超過0.8個/μm3之極高個數密度之雪明碳鐵。
另，已參照2013年5月9日已提申之日本專利申請2013-099243號所揭示之全部內容並予以援用於本說明書 中。
產業上之可利用性
如前所述，依據本發明，剛板之熱剪切加工時，無須增加加工時間及新製程，即可避免熱剪切加工部發生遲緩斷裂。故而，本發明在鋼板加工技術產業上之可利用性甚高。

Claims (14)

  1. 一種表層細粒化熱剪切加工方法，係在Ac3~1400℃之範圍內加熱、保持含碳率為0.15質量%以上之鋼板進行沃斯田鐵化後，將其設置於模具中進行剪切加工，並予以驟冷進行淬火處理；該方法中，係將開始前述剪切加工之溫度設為於對預先測得之前述鋼板之Ar3加上30~140℃後的溫度(℃)。
  2. 一種表層細粒化熱剪切加工方法，係在Ac3~1400℃之範圍內加熱、保持含碳率為0.15質量%以上之鋼板進行沃斯田鐵化後，將其設置於模具中進行剪切加工，並予以驟冷進行淬火處理；該方法中，係將開始前述剪切加工之溫度設為：對預先測得之前述鋼板之Ar3加上剪切加工部之表層的等效塑性應變量乘以40~60的係數所算出之值後的溫度(℃)。
  3. 如請求項2之表層細粒化熱剪切加工方法，其係將前述剪切加工部之表層的等效塑性應變量以下述區域之等效塑性應變量的平均值算出，該區域為：自前述剪切加工部之剪切面在前述剪切面之法線方向上朝鋼板內側在前述鋼板之板厚的5~20%之範圍內，且自前述剪切加工部之毛邊側下面朝前述鋼板之板厚方向在該鋼板之板厚的20~50%之範圍內。
  4. 如請求項2或3之表層細粒化熱剪切加工方法，其係藉由基於鋼板溫度為500~800℃之應力．應變曲線圖進行之 數值模擬，算出前述剪切加工部之表層的等效塑性應變量。
  5. 如請求項2或3之表層細粒化熱剪切加工方法，其係基於下述式(1)之Mises之降伏函數，算出前述剪切加工部之表層的等效塑性應變量
  6. 如請求項1或2之表層細粒化熱剪切加工方法，其鋼板接觸模具後至開始鋼板之剪切加工為止在3秒以內。
  7. 如請求項1或2之表層細粒化熱剪切加工方法，其係藉由使前述鋼板接觸前述模具進行前述驟冷。
  8. 如請求項1或2之表層細粒化熱剪切加工方法，其係藉由使從設於前述模具之鋼板接觸部的孔洞噴出之水通過設於前述鋼板接觸部之溝槽，進行前述驟冷。
  9. 如請求項1或2之表層細粒化熱剪切加工方法，其係在對前述鋼板進行前述加熱與前述剪切加工之間，對該鋼板進行不伴隨破裂之壓製成形。
  10. 一種表層細粒化熱剪切加工零件，其含碳率為0.15質量%以上之鋼板的剪切加工部上，於自破裂面在剪切面之法線方向上往鋼板內側100μm之範圍內的表層係由肥粒鐵相與剩餘部分所構成；前述剩餘部分含有結晶粒徑在3μm以下之變韌鐵相、麻田散鐵相、殘留沃斯田鐵相 中之至少1相，及雪明碳鐵以及生成不可避免之夾雜物；前述肥粒鐵相之平均粒徑為3μm以下，且，以個數計含有5%以上縱橫比3以上之晶粒；並且該100μm之範圍外則由麻田散鐵與生成不可避免之夾雜物，或變韌鐵與麻田散鐵及生成不可避免之夾雜物所構成。
  11. 如請求項10之表層細粒化熱剪切加工零件，其中前述表層中，前述雪明碳鐵之個數密度為0.8個/μm3以下，且，前述雪明碳鐵之最大長度為3μm以下。
  12. 如請求項10或11之表層細粒化熱剪切加工零件，其藉EBSD(電子束背向散射繞射法)觀察所測定之合計前述變韌鐵相及麻田散鐵相以及殘留沃斯田鐵相後之前述表層的面積比為10~50%。
  13. 一種表層細粒化熱剪切加工零件，係藉由在Ac3~1400℃之範圍內加熱、保持含碳率為0.15質量%以上之鋼板進行沃斯田鐵化後，將其設置於模具中進行剪切加工，並予以驟冷進行淬火處理而製成，且，開始前述剪切加工之溫度係設為對預先測得之前述鋼板之Ar3加上30~140℃後的溫度(℃)。
  14. 一種表層細粒化熱剪切加工零件，係藉由在Ac3~1400℃之範圍內加熱、保持含碳率為0.15質量%以上之鋼板進行沃斯田鐵化後，將其設置於模具中進行剪切加工，並予以驟冷進行淬火處理而製成，且，開始前述剪切加工之溫度係設為：對已預先測得之前述鋼板之Ar3加上對剪切加工部之表層的等效塑性應變量乘以40~60的係 數所算出之值後的溫度(℃)。
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