WO2002033141A1 - Tole d"acier plaque de zinc et procede de preparation de cette tole, et procede de fabrication d"un article forme par usinage a la presse - Google Patents

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zinc
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Yasuhiro Sodani
Yukio Kimura
Masayasu Ueno
Shogo Tomita
Hisato Noro
Kaoru Sato
Yoshiharu Sugimoto
Satoru Ando
Masaki Tada
Junichi Inagaki
Masaaki Yamashita
Yuji Yamasaki
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Definitions

  • the present invention relates to a zinc-plated steel sheet, a method for producing the same, and a method for producing a pressed product.
  • the present invention relates to a galvanized steel sheet, a method for producing the same, and a method for producing a press-formed product.
  • the average roughness Ra specified in JI SB0601 is usually used as an index that indicates the form of microscopic irregularities on the surface of a steel sheet, and the average roughness Ra for zinc-coated steel sheets to be subjected to press forming is used. Generally, Ra is adjusted to be within a certain range to ensure oil retention between the mold and the die in press molding.
  • the coating in which the coating is mainly composed of seven phases, compared to an alloyed hot-dip galvanized steel sheet, the coating itself is soft and has a low melting point. Adhesion tends to occur and press formability may be poor. It is necessary to ensure higher oil retention. For these reasons, the size of the surface irregularities required to ensure press formability, that is, the average roughness Ra, is also required to be relatively large compared to alloyed hot-dip galvanized steel sheets. Often.
  • galvanized steel sheets used for automotive outer panels are required to have excellent press formability and excellent clarity after coating. Therefore, to improve only the sharpness after painting, the surface of the zinc-plated steel plate should be finished to a bright surface, but a certain surface roughness is required to improve press formability. There are conflicting requirements in this regard.
  • the coating film itself acts as a low-pass filter for microscopic irregularities on the steel sheet surface, so that short-period irregularities are filled with the coating film and affect the sharpness after painting.
  • long-period components having a wavelength of several hundred tm or more are not concealed even by painting, and are said to degrade sharpness.
  • the sharpness after painting can be improved by adjusting the filtering center line undulation Wca, which is an index indicating the microscopic unevenness of the steel sheet surface before painting, to a certain value or less.
  • the filtering center line undulation Wca is a parameter defined in “ISB0610” and represents the average height of the surface irregularities subjected to the high frequency cut-off.
  • the peak count PPI is the number of peaks and valleys per inch as specified in the SAE91 1 standard.
  • a large peak count means that there are many short-period irregularities among the microscopic irregularities on the surface, and when compared with the same average roughness Ra, a relatively long-period wavelength component Indicates that has been reduced. That is, if the average roughness Ra is the same, it is considered that the larger the peak count PPI, the better the sharpness after painting.
  • zinc-plated steel sheets for press forming are required to have a certain surface roughness, which is microscopic unevenness, and are required to have sharpness after painting. In such a case, it is necessary to reduce the long wavelength component. In particular, excessive alloying
  • the zinc-plated steel sheet whose film consists mainly of 7-phase, has a smooth surface after plating. It is highly necessary to impart surface roughness by some method.
  • temper rolling is used as a means for providing microscopic irregularities on the surface of a zinc-coated steel sheet used for press forming.
  • Temper rolling uses a rolling roll with microscopic asperities applied to the surface in advance, giving plastic elongation of about 0.5 to 2.0% to the steel sheet while applying pressure generated in the roll bite. This is a means to transfer the irregularities on the surface of the rolling roll to the steel sheet surface. Therefore, the form of the microscopic unevenness formed on the surface of the galvanized steel sheet depends on the form of the unevenness provided on the surface of the rolling roll.
  • Japanese Patent Application Laid-Open No. 7-136670 / 1994 and Japanese Patent Publication No. 6-7572 / 28 disclose a means using a temper rolling roll that has been subjected to laser single dulling.
  • Japanese Unexamined Patent Publication No. Hei 11-1-3028 16 discloses the use of a temper rolling roll whose surface has been processed by electron beam processing.
  • a processing method of a temper rolling roll called the Pretex method has been published by Zimniik et al. (Stah lund Eisen, Vol. 118, No. 3, p. 75-80, 1 998).
  • This is a method of imparting microscopic irregularities to the surface of the rolling roll by electrolytic deposition of hard metal chrome, which is shorter than the method of processing the roll surface by shot blasting. It is said that a feature is that fine irregularities can be provided at a pitch.
  • the peak count PP I on the steel sheet surface that can be applied when a rolling roll by shot blasting is used is about 120, but when the Pretex method is used, the peak count PP I is reduced. It is said that it can be raised to about 230.
  • the count level of the peak count PP I in this cited document is ⁇ 0.5 m (in contrast, the count level when indicating the peak count PP I in this specification is ⁇ 0.635. is there).
  • temper rolling which is used as a means for imparting a constant surface roughness to the surface of a zinc-plated steel plate subjected to press forming.
  • the action of transferring microscopic irregularities on the surface of the rolling roll occurs while giving a certain amount of plastic elongation to the steel sheet by the pressure generated in the roll bit.
  • the main function of the temper rolling is after annealing. The purpose of this is to adjust the mechanical properties of the steel sheet, and a certain limit is imposed on the maximum value of elongation that can be given to achieve this purpose. Therefore, in order to transfer the microscopic irregularities on the surface of the rolling roll almost completely to the surface of the steel sheet, the pressure generated in the roll bite may be extremely increased, but in that case, the bulk deformation of the steel sheet becomes excessive. However, its mechanical properties will deteriorate.
  • the average roughness Ra of the steel sheet surface is 1.0.
  • the average roughness Ra of the roll surface must be about 2.5 to 3.5 tm.
  • the peak count PP I on the roll surface can be provided. The limit is about 300.
  • the transfer rate of the peak count PPI by the temper rolling is about 60 to 70%, so the peak count PPI of the microscopic unevenness transferred to the steel sheet surface must be about 200.
  • the above-mentioned Japanese Patent Application Laid-Open No. 11-302816 discloses a technique for performing electron beam processing on the surface of a rolling roll. It is stated that the pitch of the unevenness of the attached steel sheet is about 0.11 country, 1 inch It can be estimated that the number of irregularities per unit is about 230. Also, even in the case of the above-mentioned Pretex method, the peak count PPI on the surface of the steel sheet is about 230, and with the current technology, finer short-wavelength irregularities are provided on the steel sheet surface. It is not possible.
  • the second problem is that the contact pressure between the rolling roll and the steel sheet is very large in the roll bite in the temper rolling, and the microscopic unevenness (surface roughness) of the rolling roll surface is gradually reduced due to wear. That is, it is difficult to keep the shape of the microscopic unevenness that changes and is transferred to the steel sheet surface.
  • the average roughness Ra of the roll surface will be reduced to about 3.0 m by temper rolling at an elongation of about 6 km. Accordingly, the average roughness Ra of the galvanized steel sheet surface also decreases from i. 5 m to about 1.3 ⁇ .
  • the effect of such wear on the roll surface becomes more pronounced as the elongation increases, and the form of the microscopic irregularities on the surface changes for each product, resulting in a difference in press formability and quality.
  • the problem of inconsistency arises. Therefore, in order to stabilize the press formability of the steel sheet, it is necessary to manufacture while changing the rolling rolls before the wear on the surface of the rolling rolls progresses so much.
  • the third problem is that in the method of manufacturing a zinc-coated steel sheet according to the conventional technology, when the steel type of the target zinc-coated steel sheet changes and the hardness of the base material differs, the same level of It is difficult to obtain surface roughness.
  • FIG. 1 shows the results of temper rolling of a zinc-coated steel sheet by adjusting the average roughness Ra of the roll surface to 3.0 im by electric discharge machining.
  • temper rolling is performed while gradually changing the elongation rate to be applied. Then, the average roughness of each zinc-coated steel sheet surface was measured. From the figure, it can be seen that the average roughness of the surface of the galvanized steel sheet given by the temper rolling is larger for the hard material than for the soft material. This is because the contact surface pressure between the rolling roll and the steel plate, which is generated to obtain a certain elongation, is higher in hard materials than in car-neutral materials. The reason for this is that the microscopic unevenness on the surface of the rolling roll is more likely to be transferred when the surface is more likely to occur.
  • the average surface roughness Ra was set to 1.0 to 1.2 m from the viewpoint of ensuring the press formability of the steel sheet, and the temper rolling was performed in order to adjust the mechanical properties.
  • the elongation rate must be within the range of 0.8 to 1.0%.
  • An object of the present invention is to provide a galvanized steel sheet excellent in press formability and a method for producing the same.
  • the present invention provides a method for producing a galvanized steel sheet, comprising a step of projecting solid particles onto the surface of the galvanized steel sheet to adjust the surface morphology of the steel sheet.
  • the surface morphology is preferably at least one selected from the group consisting of a steel plate surface having an average roughness Ra, a steel plate surface having a peak count PP, and a steel plate surface having a filtering center line undulation Wca.
  • the solid particles projected on the surface of the galvanized steel sheet preferably have an average particle size of 10 to 300 m.
  • the solid particles are preferably a metal-based material.
  • the solid particles Preferably, the solid particles have a substantially spherical shape.
  • the step of adjusting the surface morphology it is preferable to adjust the surface morphology of the steel sheet by projecting solid particles onto the surface of the galvanized steel sheet at a projection speed of 30 to 300 m / sec. It is preferable to adjust the surface morphology of the steel sheet by projecting solid particles at a projection density of 0.2 to 40 kg / m 2 onto the surface of the galvanized steel sheet. Further, prior to the step of adjusting the surface morphology, a temper rolling step of adjusting the center line undulation Wca of the zinc-plated steel sheet to 0.7 jm or less may be provided.
  • the surface morphology is preferably adjusted using a centrifugal projection device.
  • Low The distance from the center of rotation in the evening to the metal steel strip is preferably 700 mm or less. It is desirable that the solid particles projected on the surface of the galvanized steel sheet have an average particle diameter of 30 to 300 tm.
  • the solid particles When the average particle diameter is d, the solid particles have a particle diameter based on the total weight of the solid particles. Is preferably at least 85% by weight of solid particles having a particle size of 0.5d to 2d. Further, it is preferable that the solid particles have a density of 2 g / cm 3 or more.
  • the present invention provides a zinc-plated steel sheet having a dimple-shaped surface.
  • the dimple shape is a form in which the shape of the surface dent is mainly composed of a curved surface, and for example, a large number of clay-like dents formed by a spherical object colliding with the surface are formed. Since a large number of dimple-shaped depressions are formed, the depressions serve as a pocket for oil in press working, and the oil retention between the mold and the plate can be improved.
  • the surface preferably has an average roughness Ra of 0.3 to 3 ⁇ .
  • the average roughness Ra is
  • the surface has a peak count PPI represented by the following formula.
  • Peak count PPI is the number of irregular peaks per inch as defined by the SAE911 standard.
  • the above peak count PPI is represented by a value at a count level of ⁇ 0.635 m.
  • the surface has a peak count PPI of at least 250.
  • the surface has a filtering centerline waviness Wca of less than O. ⁇ m.
  • Filtering centerline undulation IWca refers to the centerline undulation specified in JIS B 0610, and represents the average height of unevenness with a high-frequency cutoff.
  • the galvanized steel sheet has a plating film substantially consisting of 77 phases. It is preferable that the zinc-plated steel sheet has a dent number density of 3. IxlO 2 / mm 2 or more at a depth level corresponding to a load area ratio of 80%.
  • the surface of the zinc-plated steel sheet preferably has a surface texture with a core fluid retention index Sci of 1.2 or more.
  • the galvanized steel sheet further has a solid lubricating coating having an average thickness of 0.001 to 2 m on the surface of the galvanized steel sheet, wherein the solid lubricating coating is an inorganic solid lubricating coating, an organic solid lubricating coating, and an organic inorganic lubricating coating. It is preferably one selected from the group consisting of composite solid lubricating coatings. Obtained wherein the solid lubricating coating, a phosphate, F e, A and Mn, by coating and drying an aqueous solution containing at least one Chikarachisain component selected from N i and group consisting of NH 4 + It is preferable to use a phosphorus-based oxide film.
  • the following are more preferable as the solid lubricating film.
  • the solid lubricating coating contains at least one selected from the group consisting of P component and N component, Fe, A and 1 ⁇ 11 and ⁇ 1; in it, P component amount and (a), N components, Fe, a l, 1 ⁇ 1
  • P component weight P 2 0 5 in terms of weight, N component amount is Anmoniu ⁇ equivalent amount.
  • the solid lubricating coating contains P and N as solid lubricating coating components in one form selected from the group consisting of nitrogen compounds, phosphorus compounds and nitrogen / phosphorus compounds.
  • the solid lubricating film contains at least Fe as a solid lubricating film component.
  • the zinc-coated steel sheet having the solid lubricating film is prepared by applying an aqueous solution containing a component ( ⁇ ) and a phosphoric acid component ( ⁇ ) to the surface of the plating layer of the zinc-coated steel sheet, and then rinsing with water. It is manufactured by drying without forming a film.
  • the power component ( ⁇ ) is substantially at least one selected from the group consisting of Mg, AI, Ca, and Fe, Co, Ni, Cu, Mo, and NH 4 + . It consists of metal ions or power.
  • the aqueous solution has a molar concentration ratio ( ⁇ ) / ( ⁇ ) of the sum of the strength component ( ⁇ ) and the phosphoric acid component (iS) of 0.2 to 6.
  • phosphoric acid is [rho 2 o 5 terms molar.
  • the present invention provides a first step of preparing a member of a zinc-plated steel sheet having a dimple-shaped surface, and a second step of performing press forming on the member to form a pressed product having a desired shape. And a method for producing a press-formed product.
  • FIG. 1 is a diagram showing an outline of a facility for carrying out a first example of Embodiment 1.
  • FIG. 2 is a diagram showing an outline of a pneumatic projection device used in the equipment shown in FIG.
  • FIG. 3 is a diagram showing an outline of equipment for implementing a method of manufacturing a zinc-plated steel sheet according to a second example of the first embodiment.
  • FIG. 4 is a diagram schematically showing a centrifugal projection device.
  • FIG. 5 is a diagram showing an example of equipment for implementing the method of manufacturing a zinc-plated steel sheet according to the third embodiment of the first embodiment.
  • FIG. 6 is a diagram showing the adjustment range of the average roughness Ra and the peak count PPI of the surface of the galvanized steel sheet according to the first example of the first embodiment.
  • FIG. 7 is a diagram showing the adjustment range of the average roughness Ra and the peak count PPI of the surface of a zinc-plated steel sheet according to a comparative example of the first example according to Embodiment 1.
  • FIG. 8 is a view showing an optical microscope photograph of the surface of a galvanized steel sheet according to the first example of the embodiment 1.
  • FIG. 9 is a view showing an optical microscope photograph of the surface of a zinc-plated steel plate according to a comparative example of the first example according to the first embodiment.
  • FIG. 10 shows the relationship between the average roughness Ra of the surface of a galvanized steel sheet and the friction coefficient under high-speed and high-surface-pressure conditions obtained by a sliding test in the second example according to Embodiment 1.
  • FIG. 10 shows the relationship between the average roughness Ra of the surface of a galvanized steel sheet and the friction coefficient under high-speed and high-surface-pressure conditions obtained by a sliding test in the second example according to Embodiment 1.
  • FIG. 11 shows the relationship between the average roughness Ra of the surface of the galvanized steel sheet and the friction coefficient under low-speed and low-surface-pressure conditions obtained by a sliding test in the second example according to Embodiment 1.
  • FIG. 11 shows the relationship between the average roughness Ra of the surface of the galvanized steel sheet and the friction coefficient under low-speed and low-surface-pressure conditions obtained by a sliding test in the second example according to Embodiment 1.
  • FIG. 12 shows the average roughness Ra of the surface of the galvanized steel sheet and the peak count PP of the galvanized steel sheet under the high-speed and high surface pressure conditions obtained by the sliding test in the second example according to the first embodiment.
  • FIG. 4 is a diagram showing a relationship between I and a coefficient of friction.
  • FIG. 13 shows a zinc-plated steel sheet according to the second embodiment of the first embodiment.
  • FIG. 4 is a graph showing the relationship between the average roughness Ra of the surface, the peak count PPI of a zinc-coated steel sheet under low-speed and low-pressure conditions obtained by a sliding test, and the friction coefficient.
  • Kuni 14 is a diagram showing the maximum load in a cylindrical deep drawing test of a zinc-coated steel sheet in the third example according to the first embodiment and a comparative example thereof.
  • FIG. 15 is a diagram showing the thickness reduction rate in a ball head overhang forming test of a zinc-plated steel sheet in the third example according to the embodiment 1 and a comparative example thereof.
  • FIG. 16 is a diagram showing the undulation Wca in each of the manufacturing steps of the galvanized steel sheet in the fourth example according to the first embodiment.
  • FIG. 17 is a diagram showing a relationship between the average roughness Ra and the ridge Wca of the zinc-plated steel sheet in the fourth example according to the first embodiment and a comparative example thereof.
  • FIG. 8 is a diagram showing the relationship between the undulation Wca and the NSIC value of the zinc-coated steel sheet in the fourth example according to Embodiment 1 and a comparative example thereof.
  • FIG. 19 is a diagram showing the relationship between the undulation W / ca and the projection density of the zinc-plated steel sheet in the fourth example according to the first embodiment.
  • FIG. 20 is a diagram showing an example of a relationship between the average roughness Ra and the projection density of the zinc-plated steel sheet in the fifth example according to the first embodiment.
  • FIG. 21 is a diagram illustrating another example of the relationship between the average roughness Ra and the projection density of the zinc-plated steel sheet according to the fifth example of the first embodiment.
  • FIG. 22 is a diagram showing an example of a relationship between a peak count PPI of a zinc-plated steel sheet and a projection density in the fifth example according to Embodiment 1.
  • FIG. 23 is a diagram illustrating another example of the relationship between the peak count PPI and the projection density of the zinc-plated steel sheet in the fifth example according to Embodiment 1.
  • FIG. 24 is a diagram showing the relationship between the average roughness Ra and the average particle size of the zinc-plated steel sheet in the fifth example according to the first embodiment.
  • FIG. 25 is a diagram showing the relationship between the peak count PPI and the average particle diameter of the zinc-plated steel sheet in the fifth example according to the first embodiment.
  • FIG. 26 is a diagram showing a relationship between the average roughness Ra of the zinc-plated steel sheet and the pressure of the compressed air in the fifth example according to the first embodiment.
  • FIG. 27 is a diagram showing a relationship between the peak count PPI of the zinc-plated steel sheet and the pressure of the compressed air in the fifth example according to the first embodiment.
  • FIG. 28 is a diagram showing the relationship between the average roughness Ra and the projection density of the zinc-plated steel sheet according to the sixth example of the first embodiment.
  • FIG. 29 is a diagram showing the relationship between the peak count PPI and the projection density of the zinc-plated steel sheet in the sixth example according to Embodiment 1.
  • FIG. 30 is a diagram showing a first example of the relationship between the average roughness Ra of the zinc-plated steel sheet and the peak count PPI in the sixth example according to the first embodiment.
  • FIG. 31 is a diagram illustrating a second example of the relationship between the average roughness Ra and the peak count PPI of the zinc-plated steel sheet according to the sixth example of the first embodiment.
  • FIG. 32 is a diagram illustrating a third example of the relationship between the average roughness Ra and the peak count PPI of the zinc-plated steel sheet according to the sixth example of the first embodiment.
  • FIG. 33 is a diagram showing the relationship between the average roughness Ra and the projection speed of the zinc-plated steel sheet in the sixth example according to Embodiment 1.
  • FIG. 34 is a diagram showing a relationship between a peak count PPI of a zinc-plated steel sheet and a projection speed in the sixth example according to the first embodiment.
  • FIG. 35 is a diagram showing a surface photograph of a steel sheet in the seventh example according to Embodiment 1.
  • FIG. 36 is a diagram for explaining the features of the surface morphology adjusting method by temper rolling, which is a conventional technique.
  • FIG. 37 is a diagram illustrating an outline of an example of equipment for implementing a method of manufacturing a zinc-plated steel sheet according to an example of the second embodiment.
  • FIG. 38 is a diagram schematically showing a centrifugal projection device according to the second embodiment.
  • FIG. 39 is a diagram showing an outline of an example of equipment for performing a method of manufacturing a zinc-plated steel sheet which is another example of the second embodiment.
  • FIG. 40 is a diagram showing the distribution of the average roughness Ra and the peak count PPI in the plate width direction when the projection distance is changed in a range of 250 to 1000 according to the second embodiment.
  • Figure 41 shows the projection distance in the range of 250 to 1000 mm according to the second embodiment. It is a figure which plotted the effective projection width in the case.
  • FIG. 42 is a diagram showing the relationship between the average roughness Ra within the effective projection width, the peak count PPI, and the projection density according to the second embodiment.
  • FIG. 43 is a diagram showing a relationship between the average particle diameter, the average roughness Ra, and the peak count PPI according to the second embodiment.
  • FIG. 44 is a diagram showing the influence of the projection speed on the average roughness Ra and the peak count PPI according to the second embodiment.
  • FIG. 45 is a diagram showing a relationship between a peak count of a zinc-plated steel sheet and a friction coefficient in a sliding test according to the second embodiment.
  • FIG. 46 is a diagram showing a result of examining the center line undulation Wca of the steel sheet at each manufacturing stage according to the second embodiment.
  • FIG. 47 is a diagram showing Wca and NSIC in the example and the comparative example according to the second embodiment.
  • FIG. 48 is a diagram showing a surface photograph of a zinc-plated steel sheet according to Embodiment 2 of the present invention and a comparative example.
  • FIG. 49 is a diagram showing the particle size distribution of solid particles used in the centrifugal projection device in Example “I” according to Embodiment 2.
  • FIG. 50 is a diagram showing a particle size distribution of solid particles used in a centrifugal projection device in Example 4 according to Embodiment 2.
  • FIG. 51 is a surface photograph of a first galvanized steel sheet according to an example of the third embodiment.
  • FIG. 52 is a surface photograph of a second zinc-plated steel sheet according to an example of the third embodiment.
  • FIG. 53 is a diagram showing the relationship between the peak count value and the friction coefficient in the example according to Embodiment 3 and the comparative example.
  • FIG. 54 is a diagram showing the relationship between the average roughness of the surface, the peak count value, and the quality of the friction coefficient in the example according to Embodiment 3 and the comparative example.
  • FIG. 55 shows the relationship between sharpness after painting and undulation according to the third embodiment. is there.
  • FIG. 56 is a first schematic diagram showing a contact state at the time of press working of a zinc plated steel sheet according to Embodiment 3.
  • FIG. 57 is a second schematic diagram illustrating a contact state of the zinc-plated steel sheet according to Embodiment 3 at the time of press working.
  • Figure 58 is a photograph of the surface of a zinc-plated steel sheet to which surface roughness has been imparted by a conventional technique.
  • FIG. 59 is a schematic diagram showing the contact state at the time of press-forming of a zinc-plated steel sheet provided with a surface roughness by a conventional technique.
  • FIG. 60 is a diagram showing a three-dimensional shape of the surface of a galvanized steel sheet according to the fourth embodiment.
  • FIG. 61 is a diagram showing a three-dimensional shape of a surface of a zinc-coated steel sheet temper-rolled by a discharge roll subjected to electric discharge machining and used as a comparative material according to the fourth embodiment.
  • FIG. 62 is a schematic front view of the friction coefficient measuring device.
  • Figure 63 shows the shape and dimensions of the beads used to measure the friction coefficient under condition A (high-speed, high surface pressure conditions).
  • Fig. 64 is a diagram showing the shape and dimensions of a bead used when measuring the friction coefficient under the B condition (low speed and low surface pressure condition).
  • FIG. 65 is a diagram showing the relationship between the dent density at the 80% load level and the coefficient of friction under the B condition of the invention product and the comparative material according to the fourth embodiment.
  • FIG. 66 is a diagram showing the relationship between the PPI of the invention product and the comparative material according to the fourth embodiment and the friction coefficient under the B condition.
  • FIG. 67 is a diagram showing the relationship between the dent density at the 80% load level and the friction coefficient under the A condition of the invention product and the comparative material according to the fourth embodiment.
  • FIG. 68 is a diagram illustrating the relationship between the PPI and the friction coefficient under the A condition of the invention product and the comparative material according to the fourth embodiment.
  • FIG. 69 shows the relationship between the coefficient of friction under condition B of the invention product according to the fourth embodiment and the fluid retention index Sc i in the core.
  • FIG. 70 is a diagram showing a result of rearranging the friction coefficient under the B condition of the invention product according to the fourth embodiment and the comparative material by the dent density and Sc i.
  • FIG. 71 is a diagram showing the relationship between the arithmetic average undulation! ⁇ a and the sharpness after painting of a zinc-plated steel sheet obtained with the invention according to the fourth embodiment.
  • FIG. 72 is a diagram showing the relationship between the peak count value and the friction coefficient in the example according to Embodiment 5 and the comparative example.
  • FIG. 73 is a diagram showing an operation flow of a method of manufacturing a press-formed product according to the sixth embodiment.
  • FIGS. 74 (a) and 74 (b) are block diagrams showing the relationship between the apparatus for actually performing the operation shown in FIG. 73 and the flow of steel plates, members, and press-formed products.
  • Embodiment 1 provides a method for producing a zinc-coated steel sheet suitable for press forming by forming microscopic irregularities on the surface more densely than a zinc-coated steel sheet obtained by a temper rolling method. is there.
  • a zinc-coated steel sheet that achieves a high peak count and reduces long-period undulations while imparting a relatively large average roughness Ra to the surface, and has excellent clarity after painting.
  • An object of the present invention is to provide a method for manufacturing the same. Further, the present invention provides a new surface applying method capable of reducing frequent roll change which is a problem in the temper rolling method, improving the production efficiency, and expanding the adjustment range of the surface roughness. With the goal.
  • Embodiment 1-1 is a zinc pressurizing plate excellent in press formability, comprising a step of projecting solid particles onto the surface of a zinc-plated steel plate to adjust the surface morphology of the steel plate. This is a method for manufacturing plated steel sheets.
  • Embodiment 1-1 the individual solid particles projected on the surface of the zinc-plated steel plate collide with the zinc-plated film on the surface of the steel plate to form an indentation on the film surface.
  • a large number of solid particles with the zinc-plated steel sheet By colliding a large number of solid particles with the zinc-plated steel sheet, a large number of irregularities are formed on the surface thereof, and a certain form of microscopic irregularities is imparted.
  • the depth and size of the concavo-convex and the pitch of adjacent concavities and convexities are determined according to the kinetic energy of the solid particles divided by the particle diameter, the amount of projection per unit area, and the hardness of the zinc plating film. Therefore, it is possible to control the surface morphology by controlling these factors.
  • the morphological feature of the microscopic unevenness formed by projecting solid particles onto a zinc-coated steel sheet is that concave indentations are mainly formed on the surface of the zinc-coated steel sheet.
  • the surface morphology has the effect of improving the oil retention between the mold and the mold during press molding.
  • a surface shape mainly composed of microscopic protrusions is mainly formed on the surface of the rolling roll.
  • microscopic protrusions are formed on the surface of the rolling roll. It is generally difficult to work densely. Shot blasting, electric discharge machining, laser machining, and electron beam machining of the roll surface also basically apply a concave shape to the roll surface in principle. I have no choice.
  • the zinc-plated steel sheet obtained in Embodiment 1-1 can be used, for example, when parameters such as the average roughness Ra and the peak count PPI, which are parameters representing the form of the microscopic unevenness on the surface, are used. Even if those values are the same as those of the zinc-plated steel sheet according to the prior art, better press formability will be exhibited. In that respect, it can be said that this is a method that is essentially different from the surface conditioning method of zinc-plated steel sheet by temper rolling, which is the conventional technology. Average roughness Ra, peak count on steel sheet surface PP Filtering on steel sheet surface Centerline undulation Wca, individual shape and depth of dents, gap between adjacent dents, etc. Used as a broad concept.
  • Embodiment 11-1 it is possible to control the surface morphology formed on the surface of the galvanized steel sheet by changing the projection conditions of the solid particles. For example, by changing the material of solid particles, the average particle size, the particle size distribution, the shape and density of individual particles, or the projection speed and projection density of solid particles (the weight of solid particles projected per unit area), The form of the microscopic irregularities formed on the surface of the zinc-coated steel sheet can be changed. In other words, it is easy to adjust the surface morphology to the optimum according to the specifications and use of the galvanized steel sheet. Further, since there is no problem that the surface morphology changes with time due to the wear of the surface of the temper roll in the prior art, a constant surface morphology can be stably obtained without depending on the production chance.
  • the indentation formed by the collision of solid particles is limited to the vicinity of the zinc plating film layer, and is not greatly affected by the hardness of the base steel. Therefore, the size of the recesses formed on the film surface mainly depends on the film hardness and does not depend much on the base steel type. For this reason, a problem in the conventional technique of transferring the surface roughness of a rolling roll by temper rolling was a problem. “Using the same rolling roll, a different steel grade was used within the range of elongation limited by the material. Toss The same surface roughness cannot be imparted to a zinc-plated steel sheet ".
  • Embodiments 1-2 are different from Embodiments 1-1 in that the adjusted surface morphology is the average roughness Ra of the steel sheet surface, the peak count PPI of the steel sheet surface, the filtering center line undulation Wca of the steel sheet surface It is characterized by at least one of them. .
  • the surface condition to be adjusted may be various as described above, and is not particularly limited.
  • the surface shape to be adjusted the average roughness Ra, the peak count PP I
  • at least one of the undulations Wc a be used.
  • the surface morphology given by the projection of solid particles has the effect of improving the press formability of the zinc-plated steel sheet itself.However, in order to maintain product quality control and stability, This is because it is necessary to use an index.
  • Adjusting the average roughness Ra is equivalent to changing the oil retention between the die and the steel sheet when pressing a zinc-plated steel sheet, and it is necessary to improve the lubricity and the galling resistance during processing. Sex will be adjusted.
  • peak count PP I changes the oil retention during press working and also affects the sharpness after painting.
  • swell c a is a factor that affects the sharpness after painting.
  • the properties such as press formability and also the sharpness after painting it is possible to adjust the properties such as press formability and also the sharpness after painting to optimal values according to the purpose of use of the steel sheet .
  • the larger the particle size, density, and projection speed of the solid particles to be projected the larger the concave portions are formed on the surface of the zinc plating film, so that the average surface roughness Ra increases.
  • the use of small solid particles to be projected makes it possible to form indentations densely on the steel sheet surface, resulting in an increase in the peak force count. it can.
  • the particle size, density, projection speed and projection density of the solid particles affect the undulation of the steel sheet surface, and by using solid particles with a small average particle size and a uniform particle size distribution, a can be reduced.
  • Embodiment 13 is characterized in that, in Embodiment 1-2, the average roughness Ra of the steel sheet surface is adjusted to 0.3 to 3 m. If the average roughness of the zinc-plated steel sheet surface is less than 0.3 ⁇ , the oil retention between the steel sheet and the metal mold in press forming is insufficient, and the sliding resistance between the steel sheet and the metal mold increases. As a result, the steel sheet is easily broken. On the other hand, when the average roughness Ra exceeds 3 tn, the amount of oil retained on the interface with the mold saturates, and the locally high protrusion among the microscopic irregularities on the steel sheet surface becomes Contact makes it easier for mold galling to occur. Therefore, in Embodiments 13 to 13, the average roughness Ra of the steel sheet surface is adjusted to 0.3 to 3 tm.
  • the average roughness Ra of the surface of a zinc-plated steel sheet manufactured by the conventional technique is usually about 0.5 to 2 m. Compared to galvanized steel sheet, even if the average surface roughness Ra is the same, it shows excellent press formability, so even if the average surface roughness is adjusted over a wider range than before, the characteristics are equal or better. Obtainable.
  • Embodiment 1-4 is characterized in that, in Embodiment 1-2 or Embodiment 1-3, the peak count PPI on the steel plate surface is adjusted to 250 or more.
  • Embodiments 1 to 5 are characterized in that, in any one of Embodiments 1 to 2 to 1 to 4, the filtering center line waviness Wca of the steel sheet surface is adjusted to 0.8 im or less. It is assumed that.
  • the surface undulation Wca exceeds 0.86 m, the long-period component of the microscopic unevenness on the surface increases and remains on the painted surface to deteriorate the sharpness. In particular, it is not suitable for zinc-plated steel sheets used for automobile outer panels. Therefore, in this means, the solid particles are projected onto the surface of the zinc-coated steel sheet to improve press formability, and the undulation Wca of the steel sheet surface is adjusted to 0.8 Atm or less to improve the sharpness after coating. .
  • Embodiment 1-6 is the embodiment according to any one of Embodiment 1-1 to Embodiment 5, wherein the solid particles having an average particle diameter of 10 to 300 tm are used as the solid particles projected on the surface of the galvanized steel sheet. It is characterized by using particles.
  • the indentation formed on the surface of the galvanized steel sheet increases as the average particle size of the solid particles increases. If the average particle size exceeds 300 tm, the concave portions formed on the surface of the galvanized steel sheet become too large to provide fine microscopic irregularities. As a result, the peak count PPI of the zinc-plated steel sheet surface cannot be increased, increasing the sliding resistance between the die and the press formability and increasing the surface undulation Wca. It is also not preferable in terms of sharpness afterward.
  • the average particle diameter of the solid particles used in Embodiments 1 to 6 is 300 (11 or less. However, more preferably, the average particle diameter is 200 ⁇ or less, which cannot be provided by the conventional technology. A high level peak count ⁇ can be obtained.
  • the average particle diameter of the solid particles is smaller, it is possible in principle to provide finer irregularities on the surface of the galvanized steel sheet.
  • the average particle size is less than 10 m, the velocity of the projected solid particles decreases in the air.If the projection speed is not very high, the surface roughness can be effectively provided. Can not.
  • commercially available solid particles have a certain particle size distribution.Even if the average particle size is ⁇ , they can range from very small particles of a few millimeters or less to particles of about 30 iim. Therefore, small particles have a large deceleration in the air, and the kinetic energy when colliding with the surface of a zinc-plated steel plate decreases.
  • the projection amount is increased, only relatively large particles contribute to the formation of microscopic irregularities on the surface, and small particles do not contribute to the adjustment of the surface morphology.
  • the average particle size is less than lOim, the price of the particles is high, and it is not economical to use it for manufacturing zinc-coated steel sheets.
  • the lower limit of the average particle diameter is preferred.
  • the value is 10 m.
  • the particle size distribution of the solid particles used in this means is such that the weight ratio of the particles having a particle size in the range of 0.5 d to 2 d with respect to the average particle size d is If it is 85% or more, it is necessary to produce a product with sufficient properties in practice and uniformity of the indentation applied to the steel sheet surface, so that it also has excellent sharpness after painting. Can be.
  • Embodiment 1-7 is characterized in that solid particles projected onto a zinc-plated steel sheet are metallic materials in any of Embodiments 1-1 to 1-6. is there.
  • plastic-based solid particles are not suitable.
  • solid particles of a metal-based material or a ceramic-based material having a density of 2 g / cm 3 or more are used. Specific examples include steel balls, steel grids, stainless steel, high-speed steel, alumina, silicon oxide, diamond, zirconium oxide, and tungsten carbide.
  • the solid particles projected on the galvanized steel sheet scatter after forming indentations on the surface, so a system for circulating and collecting these and projecting them is required. At this time, it must be strong enough not to crush the solid particles even if it collides with the zinc-plated steel sheet. Is necessary. Therefore, metal-based solid particles are preferable, and materials that are easily crushed, such as glass beads, are not suitable.
  • metal-based materials carbon steel, stainless steel, high-speed steel, and the like are preferable, and it has been found that they exhibit better press formability than projection using ceramic particles such as alumina.
  • ceramic particles such as alumina.
  • Embodiment 18 is characterized in that the projection speed of the solid particles is 30 to 300 m / s in any of Embodiments 11 to 17. is there.
  • the velocity of the solid particles is less than 30 m / s, sufficient kinetic energy is not applied to form indentations.
  • the lower limit of the projection speed is 30 m / s.
  • the projection speed exceeds 300 m / s, the kinetic energy of the particles colliding with the zinc-coated steel sheet becomes excessive, which may cause not only indentation but also damage to the zinc-coated film.
  • the upper limit of speed is 300m / s.
  • a pneumatic or mechanical accelerator is generally known as an accelerator for projecting solid particles.
  • a mechanical accelerator is a method of projecting particles by applying centrifugal force to the particles by a rotor.Suitable for projecting relatively large particles, it can project a large amount of solid particles over a large area. Suitable for treating the surface of galvanized steel sheet in high-speed lines.
  • the maximum projection speed of currently commercially available centrifugal projectors is about 100 m / s, and it is not possible to obtain a higher projection speed.
  • a centrifugal projection device capable of projecting solid particles at a higher speed can be said to be a more preferable projection method.
  • a pneumatic accelerator is a method of using compressed air or the like to accelerate air by using anti-gas generated when particles eject air from a nozzle.
  • the projection range of a single nozzle is relatively narrow and the amount of projection per unit time is limited, multiple projection nozzles are arranged when used in high-speed lines of wide materials.
  • any method of projecting solid particles taking into account the characteristics of the mechanical and pneumatic projection methods described above, and depending on the target material's plate width, line speed, required surface morphology, projected particle density and particle size, etc. , Or any of them can be used in combination.
  • any method may be used as long as the solid particles are accelerated to a constant speed and are projected onto the surface of the galvanized steel sheet, without being limited to them.
  • Embodiments 1 to 9 are characterized in that, in any one of the means of Embodiments 1 to 1 to 8, the shape of the solid particles is substantially spherical.
  • the projection of solid particles a shot blast having a substantially spherical particle shape or a daliplast having an angular shape is known.
  • the former is generally used to obtain a shot peening effect of hardening the surface of the workpiece, and the latter is generally used for so-called shot blasting, which grinds the surface.
  • substantially spherical shot particles from the viewpoint of press formability of the steel sheet.
  • nearly spherical particles fine dimples are formed as indentations on the surface of the steel sheet, and the oil resistance between the steel sheet and the press die is improved. The effect of preventing the mold from being seized with the mold is increased.
  • the term “dimple” refers to a form in which the shape of the surface dent is mainly composed of a curved surface, and for example, a large number of clay-shaped dents formed when a spherical object collides with the surface.
  • substantially spherical refers to those that are not perfect spheres, but are regarded as spheres according to conventional wisdom, and the difference between the average diameter of the major axis and minor axis is the average diameter, respectively. Within the range of 20%, it includes elliptical spheres.
  • the first to tenth embodiments for solving the above problems are the first to the ninth to the nineteenth embodiments, wherein the projection density is 0.2 to
  • the present invention is characterized in that solid particles are projected to a pressure of 40 kg / m 2 .
  • the projection density refers to the weight of re-projected solid particles per unit area of the steel sheet surface. Strictly speaking, the projection density has a constant distribution in the projected range, but here it refers to the total projected weight with respect to the area with microscopic irregularities on the surface. If the projection density is below 0. 2 kg / m 2, the zinc because plated sparsely solid particles on the surface of the steel sheet is projected, larger and can interval microscopic irregularities formed on the surface connexion, peak It is difficult to increase the count.
  • the lower limit of the projection density is set to 0.2 kg / m 2 .
  • the projection density is set to 2 kg / m 2 or more.
  • indentations can be applied to the steel sheet surface with almost no gap. Therefore, it is usually preferable to set the projection density to 2 kg / tn 2 or more.
  • the projection density of the solid particles exceeds 40 kg / in 2 , more solid particles than necessary are projected onto the surface, and the once formed irregularities are crushed by the subsequently projected solid particles. Become.
  • repeated impacts of solid particles on the coating of the zinc-coated steel sheet may damage the coating itself and cause adverse effects such as partial peeling of the coating. Therefore, in Embodiments 1 to 10, the projection density of the solid particles is limited to the range of 0.2 to 40 kg / m 2 .
  • the projection speed is 100 m / s or less, the collision energy of the solid particles is small and the coating is hardly damaged, so the upper limit of the projection density may be increased to about 100 kg / m 2 .
  • the coating of a zinc-coated steel sheet is soft (for example, a zinc-coated steel sheet whose coating mainly consists of 7 layers), the coating is only plastically deformed and the coating is polished. Since there is almost no case, the projection density may be increased to about 100 kg / m 2 in this case as well.
  • the projection density is high, the amount of solid particles to be projected on the zinc-plated steel sheet conveyed at a constant line speed is large.
  • Embodiment 1 Embodiment 1-1 is the zinc-plated steel sheet according to any one of Embodiments 1-1 to 1-110, wherein the zinc-plated steel sheet has a plating film mainly composed of r? Phase. It is characterized by the following.
  • the coating itself is soft, so that when solid particles are projected, indentations are easily formed and surface roughness is easily imparted.
  • products that generally have a higher average surface roughness Ra than alloyed hot-dip galvanized steel sheets are also required. Therefore, in the prior art, the average roughness of the rolling roll had to be increased, which caused a problem that it was not possible to impart fine microscopic irregularities to the steel sheet surface. That is, the effect of the present invention is more pronounced as compared with a method in which the surface condition is adjusted by temper rolling on a zinc-coated steel sheet whose plating film mainly comprises 77 phases.
  • Embodiments 1-1 to 1-2 are directed to any one of Embodiments 11 to 11 by projecting solid particles on the surface of a zinc-plated steel sheet to adjust the surface state of the steel sheet.
  • a temper rolling step of adjusting the center line undulation Wca of the zinc-coated steel sheet to 0.7111 or less is provided prior to the step of performing tempering.
  • the surface of a zinc-plated steel sheet usually has long-period undulations, Wca, due to irregularities in the base metal itself and variations in the plating film thickness.
  • Wca long-period undulations
  • a temper roll having a certain average surface roughness Ra must be used in order to adjust the surface morphology of the zinc-coated steel sheet by temper rolling.
  • the long-period irregularities (undulation Wca) of the original plate are reduced.
  • the long-period irregularities of the steel sheet surface also increase, which may deteriorate the sharpness after painting.
  • the surface morphology is adjusted by projecting solid particles
  • a roll having a smooth surface May be used. Therefore, in this method, a smooth roll is used as a rolling roll for temper rolling, and long-period irregularities existing on the steel sheet surface after zinc plating are once smoothed, and the surface before solid particle projection is used.
  • the undulation Wca below a certain value, the undulation Wca of the steel sheet after the solid particles can be adjusted to a low value.
  • the undulation Wca of the steel sheet surface after temper rolling using a smooth roll is adjusted to 0.7 m or less, the undulation Wca of the surface is adjusted to 0.8 m or less even after adjusting the surface morphology by projecting solid particles.
  • the significance of suppressing the surface undulation Wca to 0.8 m or less after adjusting the surface state by projecting solid particles is as described in the description of Embodiment 15 above. Is).
  • FIG. 1 is a diagram showing an outline of equipment for implementing a first example of an embodiment of the present invention. In Fig.
  • FIG. 1 shows a state in which a zinc-plated steel sheet 1 passes through a solid particle projection chamber 5 with a certain tension applied by bridle rolls 2a and 2b.
  • the step shown in FIG. 1 may be a part of the continuous plating step or may be an independent processing line. This includes the case where the inspection process is arranged on the downstream side.
  • the zinc-plated steel sheet 1 is a steel sheet on which a plating film is formed by a method such as hot-dip galvanizing or electro-zinc plating, and may be either a temper-rolled steel sheet or an unpressurized steel sheet. Also, a zinc-coated steel sheet that has been subjected to a chemical conversion treatment such as chromate may be used. '
  • FIG. 2 is a diagram showing an outline of a pneumatic projection device used in the equipment shown in FIG. As shown in FIG. 2, compressed air is sent from the air compressor 47, and the air is accelerated by the injection nozzle 46. At the same time, the solid particles supplied from the particle supply pipe 45 are not accelerated. Solid particles are supplied to the particle supply pipe 45 from the supply device 6 in FIG.
  • the inner diameter of the injection nozzle 46 is usually about 5 to 20 mm, and the pressure of the compressed air is about 0.1 to 0.9 MPa.
  • the amount of projection from the injection nozzle 46 varies depending on the particle size of the solid particles, the specific gravity, the pressure of the compressed air, and the like, but is generally 0 kg / min or less.
  • the pressure of the compressed air it is possible to change the projection speed of the solid particles projected from the injection nozzle 46.
  • metal particles with an average particle size of about 10 to 300 m a projection speed of about 80 to 300 m / s is required. can get.
  • a plurality of projection nozzles 3a to 3d are arranged in the width direction of the steel sheet.
  • the number of projection nozzles arranged in the width direction is determined based on the width of the zinc-plated steel sheet to be treated, the range in which the surface configuration can be adjusted by one projection nozzle, and the like.
  • the projection range of adjacent nozzles may be wrapped or staggered so that the form of microscopic unevenness provided on the surface of the galvanized steel sheet becomes uniform in the width direction of the steel sheet.
  • FIG. 1 shows a configuration in which two rows of projection nozzles are arranged in the longitudinal direction of the steel sheet, but depending on the amount of solid particles that can be projected by one nozzle, the line speed, etc. What is necessary is just to determine the number of projection nozzles in the longitudinal direction. Furthermore, FIG. 1 shows a configuration in which projection nozzles are arranged on the front and back surfaces, respectively.However, it is not always necessary to project solid particles on the front and back surfaces, and it is also possible to project on only one surface according to the purpose. Absent. The solid particles projected on the steel sheet inside the chamber 15 scatter around and fall to the lower part of the chamber 15. The dropped solid particles are sent again to the supply device 6, circulated and projected on the steel plate. Usually, a classification device (separator) is provided in front of the solid particle supply device 6, and zinc powder mixed with the solid particles and crushed and fine solid particles are separated and sent to the dust collector 8.
  • a classification device separator
  • a surface morphology measuring device is arranged downstream of the bridle roll 2b, and the projection speed and the projection of the solid particles are determined based on the measurement results.
  • the density or the like may be modified.
  • a surface morphology measuring instrument the surface of the steel sheet is photographed with a measuring instrument of average roughness Ra or peak count PPI, and a CCD camera, etc., and the size of the indentation of solid particles is used for image processing. Therefore, a device or the like for determination can be adopted.
  • FIG. 3 shows an outline of equipment for implementing a method for manufacturing a zinc-plated steel sheet according to a second embodiment of the present invention.
  • Fig. 3 shows equipment for adjusting the form of microscopic irregularities on the surface of zinc-coated steel sheet 1 by means of a plurality of centrifugal projection devices 13a to 3d while continuously transporting zinc-coated steel sheet 1. Is shown.
  • the zinc-coated steel sheet 1 was cold-rolled, annealed, and zinc-plated, and temper-rolled using bright rolls that were finished by grinding to an average surface roughness Ra of 0.3 ton or less. Things are suitable.
  • the zinc-plated steel sheet 1 is loaded on a pay-off reel 30 and wound up on a tension reel 31. At this time, while tension is applied between the entrance bridle roll 11 and the exit bridle roll 18, the zinc-coated steel Plate 1 is transported continuously.
  • the centrifugal projection devices 13a to 13d are arranged in a blast chamber 12 surrounded by a chamber. A fixed amount of solid particles is supplied to the centrifugal projection devices 13a to 13d from the solid particle quantitative supply devices 14a to 14d. Particles projected from the centrifugal projection devices 13 a to 13 d are collected in the blast chamber 12 and transferred to the classifier 16. The particles sorted by the classifier 16 are sent through the storage tank 15 to the quantitative supply devices 14a to 14d. Although not explicitly shown in the figure, the dust sorted by the classifier is sent to a dust collector for dust collection. The solid particles remaining or adhered on the galvanized steel sheet 1 are purged and removed by the cleaner profile 17.
  • the centrifugal projection device used in the present embodiment is arranged in a plurality in the plate width direction according to the plate width of the zinc-plated steel plate 1, and each projector has a surface divided in the plate width direction.
  • the form is adjusted. At this time, by arranging the areas provided by the projectors so as to partially overlap, a uniform surface form can be provided in the width direction of the sheet. If necessary, multiple centrifugal projectors can be arranged in the longitudinal direction to project solid particles with sufficient projection density on the surface of the zinc-plated steel sheet even at high line speeds. it can.
  • FIG. 4 is a diagram schematically illustrating a centrifugal projection device, in which solid particles are projected from a vane 42 attached to a rotor 41 driven by a motor 43 by centrifugal force.
  • the solid particles are supplied from the quantitative supply devices 14a to 14d in FIG.
  • the rotor diameter of a general centrifugal projection device is about 200 to 550 mm, the vane width is about 20 to 150, and the rotor speed is about 2000 to 4000 rpm.
  • the rotation direction of the rotor of the centrifugal projection device may be horizontal or vertical with respect to the direction in which the zinc-plated steel sheet is transported. The particles need only be projected over a range of the surface of the galvanized steel sheet at a constant velocity.
  • the projection distance is the distance from the center of rotation at low speed to the steel plate.
  • the projection distance is about 1000 mm, whereas in the practice of the present invention, the projection distance is 700 or less, preferably about 250 to 500.
  • the projection distance can be increased.
  • the solid particles used have an average particle diameter of 10 to 300 mm, preferably 200 ⁇ ID or less, and are preferably metallic shot particles of substantially spherical stainless steel, carbon steel, high-speed steel or the like. Further, it is preferable that the particle size distribution of the particles is adjusted so that the weight ratio of the particles included in the particle size range of 0.5d to 2d to the average particle size d is 85% or more.
  • Fig. 3 shows equipment that circulates and uses such particles, and it is possible to control the particle size distribution of solid particles within a certain range by a classifier 16.
  • the classifier include a vibrating sieve, a cyclone, and a wind separation method. These may be used alone, or may be used in combination to achieve optimal classification capability.
  • the projection density of the solid particles to form ⁇ this definitive zinc plated steel sheet 1 of the present invention it is desirable to 0. 2 ⁇ 40kg / m 2.
  • the mechanical projection device shown in Fig. 4 the projection speed of the solid particles is lower than that of the pneumatic projection apparatus shown in FIG. 2, so that the surface of the galvanized steel sheet 1 needs to be given a predetermined shape. It is better to make the projection density higher than when using.
  • the projection density is preferably ⁇ kg / m 2 or more, and preferably about 5 to 20 kg / tn 2 .
  • a predetermined amount of solid particles is supplied to the centrifugal projection device from the quantitative supply devices 14a to 14d according to the line speed of the steel strip.
  • the fixed-amount supply device controls the projected weight within a certain period of time by, for example, providing a valve in the pipe and adjusting its opening. Specifically, when adjusting the surface morphology of a zinc-coated steel sheet while keeping the projection density constant, if the line speed is doubled, the amount of solid particles supplied from the constant-volume feeder will be doubled. Adjust the opening. In Fig.
  • the surface roughness of the zinc-plated steel sheet 1 on which solid particles were projected and surface roughness was given was measured on the inspection table 19, and the average roughness Ra, peak count PP and undulation Wlca were measured. Judgment is made to determine whether or not the values are equal to the specified values. If necessary, adjust the surface condition of the zinc-coated steel sheet by changing the number of revolutions of the centrifugal rotor, the projection density, etc.
  • a device for measuring average roughness Ra, peak count PPI, etc. is placed downstream of the bridle roll 18, and the projection speed and amount of solid particles are changed based on the measurement results. Is also good.
  • a contact type measuring device may be used as the surface roughness measuring device, it is preferable to perform the measurement in a non-contact manner using an optical measuring device.
  • a method can be used in which the surface morphology of the steel sheet is photographed with a CCD camera or the like, and the size of the indentation of the solid particles is determined by image processing.
  • FIG. 5 shows an example of equipment for carrying out a method of manufacturing a zinc-plated steel sheet according to a third embodiment of the present invention.
  • the equipment shown in Fig. 5 has the same equipment as shown in Fig. 3 arranged on the continuous hot-dip galvanizing line, and the same components as those shown in Fig. 3 are denoted by the same reference numerals. ing.
  • a temper rolling mill 20 is located downstream of the plating bath 34 of the hot-dip galvanizing line, and a forced drying device 22 and a blast chamber 12 are located further downstream. It was done.
  • the cold-rolled steel sheet is charged into a pay-off reel 30, passed through an electrolytic cleaning device 32, and then subjected to recrystallization annealing in an annealing furnace 33. Then, after a zinc plating film is formed in the plating bath 34, the film thickness is adjusted by the air wiper 35. Thereafter, when manufacturing a steel sheet with galvannealed steel, the alloying furnace 36 is operated to perform an alloying treatment. Zinc-plated steel sheets, whose coating mainly consists of ⁇ layers, are manufactured on the same line without using the alloying furnace 36.
  • a temper rolling is performed by a temper rolling mill 20 and then a chemical conversion coating is applied by a chemical conversion treatment device 37. May be taken.
  • nozzles 25a to 25d for injecting water or temper rolling fluid are placed on the inlet and outlet sides of the temper rolling mill, and a forced drying device is further downstream. 2 Place 2. This is because the water adhering to the zinc-plated steel sheet 1 is dried in advance, and then the solid particles are projected.
  • the drying device 22 is not necessarily required when the amount of moisture attached to the zinc-coated steel sheet 1 is small or when the moisture is naturally dried.
  • the temper rolling mill 20 performs temper rolling using bright rolls to adjust the mechanical properties of the material, and once the surface of the zinc-plated steel sheet is After the undulation Wca is adjusted as follows, the surface configuration of the zinc-coated steel sheet ⁇ ⁇ ⁇ can be adjusted using the centrifugal projection devices 13a to 13d arranged downstream thereof.
  • the surface morphology formed by projecting solid particles on the surface of a zinc-coated steel sheet is significantly different from the surface morphology according to the prior art, and the adjustment range is also large. Indicates that it can be expanded.
  • the galvanized steel sheet used in this example was a cold-rolled steel sheet with a thickness of 0.8 mm as a base, and the plating film was mainly composed of 7-phase, and the galvanized steel sheet with a plating amount of 70 g / m 2 per side was used. It is.
  • temper rolling was applied to the steel sheet after hot-dip galvanization to give an elongation of 0.8% for the purpose of adjusting the mechanical properties.
  • a roll with an average surface roughness Ra of 0.28 m was used.
  • Average roughness Ra, peak count PPL undulation of surface of hot-dip galvanized steel sheet after temper rolling! ilca was 0.25 Atm, 48 and 0.3 Atm, respectively.
  • the surface morphology of the surface of the galvanized steel sheet subjected to the temper rolling in this way was adjusted using the pneumatic projection apparatus shown in FIG.
  • the nozzle diameter used was 9 holes, and the pressure of the compressed air was changed in the range of 0.1 to 0.7 MPa.
  • the distance from the tip of the nozzle to the galvanized steel sheet was set to 100 to 200 mm, and solid particles were projected on the surface of the galvanized steel sheet for a period of 0.03 to 10 seconds. Projection density at this time in the range of 0.4 ⁇ 86kg / m 2, an experiment was conducted primarily 20 kg / m 2 or less.
  • Table 1 shows the solid particles used to adjust the surface morphology of the galvanized steel sheet. These are all particles produced by the gas atomizing method, and are substantially spherical particles, each having a difference from the average diameter of the major axis and the minor axis within 20% of the average diameter.
  • the morphology was transferred to the surface of the galvanized steel sheet by temper rolling.
  • a galvanized steel sheet was prepared.
  • a steel sheet which was subjected to hot-dip galvanizing on the same base material as in this example under the same conditions was used.
  • the surface of the temper roll was used by adjusting the surface morphology to the value shown in Table 2 by electric discharge dulling.
  • the elongation rate in the temper rolling was changed in the range of 0.5 to 2%, and the microscopic irregularities on the surface of the rolling roll were transferred to the surface of the galvanized steel sheet.
  • the average roughness Ra and peak count PPI were measured using a surface roughness meter.
  • Fig. 6 shows the adjustment range of the average roughness Ra and the peak count PPI of the surface of the galvanized steel sheet according to this example.
  • Fig. 7 shows the ranges of the average roughness Ra and the peak count PPI of the zinc-plated steel sheet whose surface morphology was adjusted in the comparative example. From the comparison between the two figures, it can be seen that the adjustment range of the surface morphology of the zinc-plated steel sheet according to the present embodiment is greatly expanded as compared with the prior art.
  • the upper limit of the peak count PPI is about 230 in the conventional temper rolling method, but in the present embodiment, a peak count of up to about 500 can be obtained. Since the peak count PPI is a parameter representing the number of microscopic irregularities on the surface per inch of length, the surface of the zinc-plated steel sheet according to the present embodiment is smaller than that of the conventional technology in the adjacent microplate. This indicates that a fine surface morphology is provided, in which the distance between the visual irregularities is extremely short.
  • FIG. 8 shows an optical microscope photograph of the surface of the galvanized steel sheet according to the present example
  • FIG. 9 shows an optical microscope photograph of the surface of the galvanized steel sheet according to the comparative example.
  • the surface of the zinc-plated steel sheet according to the comparative example has a form in which relatively large concave portions and convex portions are connected in an island shape. In temper rolling, it is necessary that all irregularities on the roll surface be transferred to the steel sheet surface. Therefore, the remaining part of the base material surface without being transferred is observed as a convex part.
  • the surface morphology of the galvanized steel sheet according to the present embodiment indicates a dimple-like morphology formed by the collision of a large number of spherical solid particles.
  • the form of the microscopic unevenness according to the present embodiment is significantly different from that of the conventional art, and the difference greatly affects the press formability.
  • Example 1 According to the method described in Example 1, the surface morphology of the zinc-coated steel sheet was adjusted using three types of solid particles A1, B1, and D2.
  • the zinc-plated steel sheet used was the same as in Example 1.
  • the zinc-plated steel sheet according to the prior art shown in Example 1 was subjected to a flat plate sliding test.
  • condition A which is a condition of high speed and high surface pressure
  • condition B which is a condition of low speed and low surface pressure
  • Figure 10 shows the relationship between the average roughness Ra of the galvanized steel sheet surface and the coefficient of friction under high-speed and high-pressure conditions (condition A) obtained by the sliding test.
  • the coefficient of friction under high-speed and high-pressure conditions (condition A) shows a substantially constant coefficient of friction regardless of the solid particles to be projected.
  • the average roughness Ra of the galvanized steel sheet surface increases, the coefficient of friction increases slightly.
  • the zinc-plated steel sheet according to the prior art shown as a comparative example resulted in a higher coefficient of friction in all cases than the present example. That is, the zinc-plated steel sheet according to the present embodiment has better sliding performance than the conventional method even if the average roughness Ra, which is an index representing the microscopic unevenness of the surface, is the same. It can be seen that properties (press formability) are exhibited.
  • FIG. 11 shows the friction coefficient under the low-speed and low-surface-pressure condition (condition B). It can be seen that the friction coefficient in this case also is lower than that of the comparative example. From this figure, when the solid particles are alumina (D2), the friction coefficient tends to be slightly higher than that of the metal particles ( ⁇ , ⁇ ). By using it, it shows better sliding characteristics.
  • Fig. 12 and Fig. 13 show the correlation between the same sliding test result and the peak count of zinc-coated steel sheet.
  • ⁇ condition high speed and high surface pressure
  • a constant correlation is observed regardless of the solid particles to be projected, and the peak count ⁇ on the surface of the galvanized steel sheet increases, In the region where PP1 exceeds 250, the coefficient of friction tends to decrease.
  • condition 1 low-speed and low-surface-pressure condition shown in Fig. 13
  • the friction coefficient decreases as the peak count ⁇ ⁇ ⁇ increases, and the coefficient of friction becomes almost constant in the region where the peak count 250 250 exceeds 250. You can see that.
  • the surface morphology of the galvanized steel sheet was adjusted by the same method using the same hot-dip galvanized steel sheet as in Example 1.
  • Table 4 shows the projection conditions for the solid particles. Note that the symbols representing the particles in the table are the same as those shown in Table II.
  • Table 5 shows the surface roughness of the surface of the zinc-coated steel sheet whose surface morphology was adjusted under these conditions, and the results of the sliding test (the friction coefficient under condition B) performed by the same method as in Example 2. .
  • Table 5 also shows a comparative example in which the surface of a zinc-plated steel sheet was adjusted by temper rolling. This is a zinc-plated steel sheet that has been temper-rolled with an elongation of 1.5% using a temper-rolling roll that has been subjected to electric discharge dulling.
  • Comparative Example 1.44 tm 189 0.258 the above-mentioned zinc-plated steel sheet was subjected to cylindrical deep drawing and ball head overhang forming.
  • cylindrical deep drawing after processing a blank with a diameter of 100 strokes, deep drawing is performed using a tool with a punch size of ci> 50 mm and a die size (i> 53 mm).
  • the wrinkle holding force at this time was set to 20 KN, and a zinc-coated steel sheet coated with the same cleaning oil used in Example 2 beforehand was used.
  • the maximum load during molding was used as an index, and the lower the maximum load, the better the formability.
  • Figure 14 shows the results of cylindrical deep drawing. It can be seen that the maximum load at the time of deep drawing and re-forming according to the present example is lower than that of the comparative example, indicating excellent moldability.
  • Fig. 15 shows the results of the ball head bulging.
  • the thickness reduction rate of the zinc-plated steel sheet on the overhanging punch surface in this example is greater than that of the comparative example, and the difference in the overhang height appears. Show.
  • the zinc-plated steel sheet obtained according to the present example shows superior characteristics under both deep drawing and stretch forming conditions as compared with the conventional method. In addition to the evaluation based on the dynamic characteristics, it was confirmed that they had excellent characteristics in actual press forming.
  • a galvanized steel sheet that not only improves the press formability of a zinc-coated steel sheet by projecting solid particles but also has excellent sharpness after coating. Will be described.
  • Long-period undulations may be present on the surface of the steel sheet subjected to hot-dip galvanization due to fluctuations in the immersion thickness and undulations of the base metal surface before immersion.
  • Temper rolling by a bright roll was performed. Bright rolls whose surface was finished to an average roughness Ra of 0.25 m were used and temper rolling was performed at an elongation of 0.8%.
  • solid particles A1 and B1 shown in Table 1 the surface morphology of the galvanized steel sheet was adjusted by the pneumatic projection device shown in FIG.
  • the projection conditions at this time were as follows: the pressure of the compressed air was 0.4 and 0.7 Pa, and the projection density was changed in the range of 1 to 50 kg / m2 by changing the projection time.
  • the undulation Wca of the surface of the zinc-coated steel sheet was measured using a surface roughness meter (SE-30D, manufactured by Kosaka Laboratories).
  • Fig. 16 shows an example of examining the undulation Wca of the surface of a galvanized steel sheet at each manufacturing stage. This is the result of adjusting the surface morphology using high-speed particles (B1) with an average particle diameter of 60 tm.
  • the average roughness Ra and peak count PPI after projection of solid particles are 1.18 Atm and 440, respectively. there were.
  • the undulation Wca on the surface of the zinc-coated steel sheet can be significantly reduced by performing the temper rolling with the bright roll. I understand.
  • the undulation Wca of the galvanized steel sheet surface is 0.42 even after the solid particles are projected, and the undulations, which are long-period irregularities, can be suppressed to a low value even after the solid particles are projected.
  • FIG. 17 shows the measured yarn j of the waviness Wca of the surface of the zinc-coated steel sheet obtained in the present example, together with a comparative example by temper rolling. Since the tempered rolling of the zinc-plated steel sheet according to the present embodiment is once performed by a bright roll, the surface undulation Wca is suppressed to a low value even when solid particles are projected. In particular, even if the average roughness Ra of the surface of the galvanized steel sheet increases, the increase in the undulation Wca is not so remarkable, and it can be seen that the addition of long-period irregularities is suppressed.
  • temper rolling is performed once using a bright roll to reduce the undulation on the surface of the zinc-plated steel sheet, and then the rolling roll is provided with irregularities on the surface by discharge heating or the like. Temper rolling again using This makes it possible to reduce swell to some extent.
  • the function of adjusting the mechanical properties by the temper rolling and the function of imparting the surface roughness are separated, so that in the temper rolling, it is necessary to use a bright roll to adjust the mechanical properties. While providing a sufficient elongation, it is possible to suppress the undulation on the surface of the zinc-plated steel sheet. Thereafter, the surface morphology can be adjusted with little change in the mechanical properties of the base material. In addition, since the peak count PPI of the zinc-coated steel sheet can be significantly increased compared to the conventional technology, short-period irregularities are mainly provided on the surface, and the effect of suppressing the long-period irregularities from increasing is also increased. Occurs.
  • the surface of the zinc-coated steel sheet was subjected to a coating treatment, and the sharpness after the coating was examined.
  • the coating method was as follows: The test piece was subjected to chemical treatment using “PB-L3080J” manufactured by Nippon Parker Rising Co., Ltd., and then rE I.-2000j “TP-37 Gray” manufactured by Kansai Paint Co., Ltd. Hi-I 3 (RC) "was used to apply three coats of ED, medium and top coats, respectively.
  • the MSIC value of the test specimen coated in this way was evaluated for sharpness after coating using a “map sharpness measuring apparatus MSIC type” manufactured by Suga Test Instruments Co., Ltd.
  • the NSIC value is 100 for blackboard polished glass, and the closer the value is to 100, the better the sharpness.
  • Fig. 18 shows the measured confectionery after coating.
  • the post-painting sharpness of the sample according to the prior art is also shown as a comparative example.
  • the NSIC value is almost constant, indicating good post-painting sharpness.
  • the NS IC value varies widely. It is desirable to keep the surface undulation Wca below 0.6 tm. From this point of view, the sharpness after painting according to the present example has a small variation and shows a stable and high value as compared with the comparative example.
  • the zinc plating before projecting solid particles It is only necessary to control the undulation Wca of the steel sheet surface to 0.7 / ⁇ ( ⁇ or less.
  • the temper rolling using a bright roll and the manufacturing process should be combined. By doing so, it is possible to reduce Wca to about 0.3 ⁇ m, and a greater effect will be obtained.
  • Figures 20 and 21 show the results of examining the relationship between the average roughness Ra of the zinc-coated steel sheet surface and the projection density.
  • Fig. 20 shows the results when SUS304 and 100Atm (A3) average particles were used as solid particles
  • Fig. 21 shows the results when high-speed steel and an average particle diameter of 60 ⁇ m (B1) were used.
  • the pressure of the compressed air was changed to 0.3, 0.4, and 0.7 MPa, and the projection density was adjusted by changing the projection time of the solid particles on the surface of the galvanized steel sheet within the range of 0.03 to 5 seconds.
  • the distance from the tip of the nozzle to the galvanized steel sheet was 100 mm.
  • Figure 21 shows a similar trend, with the average roughness Ra increasing with an increase in the projection density.
  • the average particle size of the solid particles is smaller than that in the case of Fig. 20, the indentation formed on the surface of the galvanized steel sheet is small, and the way of increasing the average roughness with respect to the projection density is slow.
  • Figures 22 and 23 show the peak count PPI values corresponding to Figures 20 and 21 respectively.
  • the peak count PPI increases once with the increase of the projection density, and shows a substantially constant value in the range of 5 to 40 kg / m2.
  • the peak count tends to decrease slightly.
  • the increase in peak count PPI in the low projection density region is considered to indicate the process of increasing the number of indentations formed on the surface of the galvanized steel sheet.
  • the peak count remains almost constant even after the projection density increases, because the surface of the zinc-plated steel plate is almost completely indented due to the collision of solid particles. This is because the shape of the target irregularities does not change much.
  • the peak count PP1 value decreases because the microscopic unevenness once formed on the entire surface is crushed around the convex part by the projection of further solid particles. I guess there is.
  • the projection density in order to provide short-period irregularities on the surface of the galvanized steel sheet, it is not preferable to set the projection density to a certain value or more. From the range of the present embodiment, an appropriate range is 40 kg; / m 2 or less as the projection density. By the way, in this embodiment, the minimum value of the projection density is set to 0.7 kg / m 2 . From Figure 2 0, also the projection density be 0.7 kg / m 2 as the average roughness Ra is obtained a value in excess of l ⁇ m, projection density be reduced to 0.2 kg / m 2 It is estimated that the average roughness Ra can be about 0.5 m.
  • projection density can be estimated that is fully enabled to 200 or more Pikukaun Bok PPI be about 0.2 kg / m 2.
  • the zinc-plated steel sheet whose surface morphology was adjusted by projecting solid particles was compared with the conventional method. It has been found that it exhibits excellent press formability, and it can be said that even if the projection density is about 0.2 kg / m 2, it has superior press formability as compared with the conventional method.
  • Figs. 24 and 25 show the relationship between the average particle diameter of the solid particles to be projected, the average roughness Ra of the surface of the galvanized steel sheet, and the peak count PPI.
  • the peak count PPI on the surface of the galvanized steel sheet decreases as the average particle diameter of the solid particles increases. This is because the larger the average particle diameter, the larger the size of the indentation formed on the surface of the galvanized steel sheet, and the more the pitch of adjacent irregularities increases.
  • the average roughness Ra is a maximum value of about 0.5 m, and even when the average particle diameter is about 10 It can be said that the roughness Ra can be 0.5 m or more.
  • the peak count PPI in that case also has a very large value. From this point of view, as can be seen from the results of Example 2, even if the average particle diameter of the solid particles is about lOm, it shows excellent press formability as compared with the conventional method. That can easily be estimated.
  • the peak count PPI it is sufficiently possible to adjust the peak count PPI to 200 or more even when the average particle diameter of the solid particles is about 300 m.
  • the size of the indentation formed by the collision of a single particle such as lowering the pressure of the compressed air than the conditions according to the present embodiment or using ceramic-based solid particles having a low density as the solid particles, is used.
  • the average particle diameter of the solid particles is about 300 ⁇ , considering that the maximum value of the peak count ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ obtained by the conventional method is about 230, the average particle diameter of the solid particles is 10 to 300 ⁇ 300. It can be said that the press formability superior to the conventional method is exhibited in the range of (1).
  • Figure 26 shows the relationship between the pressure of the compressed air and the average roughness Ra. From this figure, it can be seen that the average roughness Ra increases as the pressure of the compressed air increases.
  • Figure 27 shows the relationship between the pressure of the compressed air and the peak count PPI on the surface of the galvanized steel sheet. From this figure, it can be seen that when the pressure of the compressed air is about 0.3 to 0.4 MPa, the peak count PPI has the maximum value.
  • a hot-dip galvanized steel sheet mainly composed of 77 phases with a plating film was used, using a cold-rolled steel sheet having a thickness of 0.8 mm as a base.
  • temper rolling was performed to give an elongation of 0.8% by using a bright roll having an average roughness Ra of 0.28 m on the roll surface.
  • the centrifugal projector used has a rotor diameter of 330 mm and a maximum projection speed of 100 m / s.
  • the distance (projection distance) from the center of rotation of the centrifugal rotor to the zinc-plated steel plate was set in the range of 250 to 500 mm. This is because, when projecting fine solid particles with an average particle diameter of 300 m or less, if the projection distance is long, the velocity of collision with the steel sheet surface will decrease due to attenuation in the air, and the This is because it is not possible to provide sufficient irregularities on the surface, and it is effective to reduce the projection distance as much as possible.
  • Fig. 28 and Fig. 29 show the results of the projection on the surface of a galvanized steel sheet using high-speed steel (B1) as solid particles at a rotation speed of a centrifugal rotor of 3600 rpm.
  • the projection density was adjusted by changing the supply amount of the solid particles.
  • the projection density was determined as a ratio of the total projection amount of the solid particles to the area where the solid particles were projected.
  • Fig. 28 is a diagram showing the relationship between the projection density and the average roughness Ra of the surface of the galvanized steel sheet. Similar to the result of Example 5, the average roughness Ra tends to increase as the projection density increases. Also, FIG. 2 9 is than also shows the relationship between Pikukaun Bok PP I, increased the peak count PP I with increasing projection density, substantially constant value thereafter projected density in the range of 4 ⁇ 40kg / tn 2 Is the same as in the case of the pneumatic projection device.
  • FIG. 30 to Fig. 32 show high-speed steel, SUS304, high-carbon It is a figure which shows the result of having classified each particle
  • the projection conditions were as follows: the rotation speed of the centrifugal rotor was 3600 rpm, and the projection density was 6 kg / m 2 .
  • FIGS. 30 to 32 show the relationship between the average roughness Ra of the surface of the galvanized steel sheet and the peak count PPI given under such conditions.
  • the average roughness Ra tends to increase and the peak count PPI tends to decrease. This is because, as with the pneumatic projection device shown in Example 5, the larger the solid particles, the deeper the indentations formed on the surface of the galvanized steel sheet, and the greater the average roughness Ra, and the greater the roughness. This is because the peak count PPI decreases due to the increase in the pitch between adjacent irregularities.
  • Fig. 34 shows the relationship between the projection speed and the peak count PPI. From this figure, it can be seen that as the projection speed increases, the peak count PPI increases. This is because in the region where the projection speed is low, the size of the indentation formed when a single particle collides with the surface of the galvanized steel sheet is small, so there is no gap over the entire surface of the galvanized steel sheet. This is because a higher projection density is required to provide microscopic unevenness. Therefore, even when the projection speed is low, it is possible to increase the peak count by increasing the projection density.
  • Example 2 The sliding characteristics shown in Example 2 are superior to those of the conventional method even when the average roughness Ra of the surface of the galvanized steel sheet is about 0.5 m and the peak count PPI is about 200.
  • the projection speed of the solid particles is 30 m / s or more, a zinc-coated steel sheet having excellent press formability can be manufactured.
  • FIG. 35 is an optical microscope photograph of a galvanized steel sheet whose surface morphology was adjusted by the same method as in Example 6 using SUS304 (Al) and high-speed steel (B1) as solid particles. In each case, fine dimple-shaped concave portions are provided on the surface, which is similar to the surface morphology obtained by the pneumatic projection device.
  • Table 6 shows the results of examining the sliding characteristics and the like using a zinc-plated steel sheet whose surface morphology was adjusted by projecting solid particles using a centrifugal projector. This is the result for a galvanized steel sheet with solid particles projected at a centrifugal rotor speed of 3600 rpm, a projection density of 6 kg / m 2 and a projection distance of 300 mm.
  • the undulation Wca of the surface of the galvanized steel sheet before the projection of solid particles was 0.25 ⁇ m.
  • Table 6 The friction coefficient in Table 6 shows a value equivalent to that of the galvanized steel sheet by the pneumatic projection device shown in Example 2, and the friction coefficient (B condition) of the galvanized steel sheet by the conventional method is 0. ⁇ Considering that it is 24-0.3, it can be said that it shows excellent press formability. Furthermore, the undulation Wca of the steel sheet surface after the projection of the solid particles was 0.4 m or less, and it was confirmed that excellent flatness after painting equivalent to the result shown in Example 4 was exhibited. As described above, when the solid particles are projected to adjust the surface morphology of the zinc-coated steel sheet, the mechanical projection method is compared with the pneumatic projection method when compared with the mechanical projection method and the pneumatic projection method.
  • the specific method of projecting solid particles in the present invention does not have an essential effect on improving the press formability of a zinc-coated steel sheet, and a relatively fine solid can be obtained by a constant projection speed. If the particles can be projected onto the surface of the steel sheet, a zinc-coated steel sheet with excellent press formability and post-painting sharpness can be produced even if solid particles are projected by other means. It is possible to build.
  • solid particles were projected onto the surface of a galvanized steel sheet subjected to electro-zinc plating after cold rolling and annealing, using the same pneumatic projection apparatus as in Example 1.
  • the coating weight of the zinc plating film was 46 g / m 2
  • the projection conditions of the solid particles were as shown in Table 7.
  • Table 8 shows the surface morphology after solid particle projection and the friction coefficient obtained in the sliding test. Each evaluation method is the same as the method shown in Examples 1 to 4. Table 8 also shows, as a comparative example, the results of a similar evaluation performed on an electrogalvanized steel sheet before solid particle projection.
  • Embodiment 2 is a diagrammatic representation of Embodiment 1:
  • Embodiment 2-1 is characterized in that after temper rolling is applied to a steel plate coated with zinc, solid particles having an average particle diameter of 30 to 300 are applied to one or both surfaces thereof by a centrifugal projection device.
  • the distance from the center of rotation of the rotor to the metal belt is 700 or less, and the average surface roughness Ra is 0.5 to 5 tm, the peak count PPI is 100 or more, and the center line undulation Wca is 0.8 or less.
  • It is a method for producing a zinc-plated steel sheet, characterized in that the steel sheet is adjusted to a thickness.
  • Embodiment 2-1 is based on the principle that, by projecting solid particles, indentations are formed on the coating of a galvanized steel sheet by collision of the particles, thereby imparting surface roughness.
  • a large number of solid particles By colliding a large number of solid particles with a zinc-plated steel plate, a large number of irregularities are formed on the surface, and surface roughness is imparted.
  • the shape of the unevenness such as the depth and size, is determined according to the kinetic energy and particle size of the solid particles, the projection amount per unit area, and the coating hardness of the galvanized steel sheet.
  • the average roughness Ra is set to 0.5 as the surface roughness formed by the projection of solid particles. Adjust 55 I and peak count PPI to 100 or more. If the average roughness Ra is less than 0.5 tm, it is not possible to ensure sufficient oil retention with the die during press working. If it exceeds 5, microscopic projections on the surface This is because the contact between the mold and the mold is localized, and sticking from that part tends to occur.
  • the reason why the peak count PP I is set to 100 or more is that the higher the PP I, the denser the unevenness is formed, the better the oil retention during press working, the longer the period of unevenness is reduced, and the better the freshness after painting. This is in order to improve the image quality.
  • the indirect means of transferring the irregularities formed on the rolling rolls to a zinc-plated steel sheet is used, so that the peak count that can be imparted to the steel sheet is too small. Can't be bigger.
  • the peak count PPI cannot be increased, so the peak count PPI applied to the steel sheet is limited to about 200.
  • the indentation formed by the projection of solid particles since the indentation formed by the projection of solid particles has a dimple-like shape, it plays a role in improving oil retention during press working, and is better than a steel sheet whose surface roughness has been adjusted by ordinary temper rolling. There is an advantage that excellent press formability is exhibited. Therefore, even if the average roughness Ra and peak count PPI are the same as those of the zinc-plated steel sheet with surface roughness imparted by temper rolling, the friction coefficient during sliding is low and good press Exhibits moldability.
  • a high peak count PPI is obtained by using solid particles having an average particle diameter of 30 to 300 as projected solid particles. If the average particle diameter exceeds 300 ⁇ m, the concaves formed on the surface of the galvanized steel sheet become large, and dense irregularities cannot be formed. In this case, the pitch of the unevenness becomes large, which is not preferable from the viewpoint of press formability, and at the same time, the long-period unevenness, that is, the undulation of the steel sheet surface becomes large, and the sharpness after coating deteriorates. Therefore, it is necessary that the solid particles to be projected have a particle diameter of 300 ⁇ or less, and it is preferable that the particle diameter is 150 tm or less since a greater effect can be obtained. On the other hand, if the average particle diameter of the solid particles is less than 30 Atm, the velocity of the solid particles decreases in the air, so that the surface of the zinc-coated steel sheet cannot be provided with the required roughness.
  • centrifugal projection device is used as means for projecting the solid particles as described above on the surface of the metal steel strip.
  • Centrifugal projectors are more energy-efficient than pneumatic projectors, and are superior in that they can project solid particles over a wide range because the projected solid particles spread in a fan shape.
  • conventional centrifugal projectors have a projection distance of about 1 to 1.5 m to cover a larger area, and when the particle diameter of solid particles is 300 ⁇ or less, It was said that the damping significantly reduced the kinetic energy of collision with the steel sheet and the desired purpose could not be achieved.
  • the present inventors have proposed a method of efficiently projecting the fine solid particles as described above to adjust the surface roughness of the metal band, by projecting distance (from one rotation center of the rotor of the centrifugal projection device to metal steel).
  • the shortest distance to the belt is less than 700 o'clock. Contrary to common sense up to now, they have found that the area where surface roughness can be effectively provided increases. It was also found that the shorter the projection distance, the denser the irregularities formed on the steel sheet surface, and the lower the projection density required for imparting surface roughness compared to the conventional technology.
  • solid particles have a certain particle size distribution.
  • the particle size ranges from about 30 tm to about 100 m. Is usually included.
  • the projection distance is about 1 m, the small particles decelerate and cannot form a depression on the surface even if they collide with the zinc-plated steel sheet. Is formed. Therefore, among the projected solid particles, those having a small particle diameter do not contribute to the surface roughness at all, and only those having a large particle diameter exhibit the effect.
  • the projection distance By setting the projection distance to 700 circles or less, even fine particles of 300 m or less contribute to the formation of surface roughness, and dense irregularities can be provided over a wide area even with a small projection density. Becomes possible. Since the rotor diameter of the centrifugal projection device currently generally used is about 200 to 550 countries, the projection distance is larger than the radius of the rotor, and preferably equal to or shorter than the diameter of the rotor. By setting the distance, a large effect can be obtained.
  • the projection speed of the solid particles in the embodiment 2-1 is desirably 60 m / s or more. This is because when the projection speed ⁇ is low, the kinetic energy of the solid particles colliding with the zinc-coated steel sheet is small, so that it becomes difficult to impart surface roughness.
  • the current projection speed of the centrifugal projection device is about 100 m / s when the rotor diameter is 200 to 550 mm and the rotor rotation speed is 4000 rpm, and the projection distance is 700 mm, although the projection speed is lower than the pneumatic projection device. By setting it below, even if the initial speed is about 60m / s, sufficient surface roughness can be obtained. Granting is possible.
  • Embodiment 2-1 is to adjust the surface roughness of the final galvanized steel sheet. After temper rolling of the galvanized steel sheet and adjusting the mechanical properties of the steel sheet, It is desirable to provide body particles. At this time, in the temper rolling, the surface roughness may or may not be provided. Even when passivation rolling is performed using a rolling roll with relatively large roughness, most of the irregularities are deformed due to the projection of solid particles, and short-period irregularities disappear. However, by performing temper rolling using a rolling roll with a small surface roughness, such as a bright roll, the unevenness of the surface of the galvanized steel sheet is flattened in advance, and the long-period unevenness is also flattened. You. In such a state, by projecting the solid particles to provide short pitch irregularities, it is possible to reduce long period irregularities.
  • the galvanized steel sheet to which Embodiment 2-1 is applied is a galvannealed steel sheet, a galvanized steel sheet mainly composed of layers, an electrogalvanized steel sheet, and the like. These require press formability and post-painting sharpness, especially for automotive applications, and require the formation of fine and fine irregularities on the surface.
  • the present invention is not limited to these, and is applied to a steel plate coated with a zinc-aluminum alloy to form fine irregularities, thereby eliminating grain boundaries in a plating film portion, and providing a glossy coated steel plate. It is possible to obtain
  • the area where plastic deformation occurs is limited to the vicinity of the surface, and the smaller the particle size, the smaller the effect on the inside of the steel sheet. It is different from the formation of surface texture by temper rolling in that it can be formed and surface roughness can be imparted so as not to affect the base metal. Therefore, at the same time as forming the unevenness only in the film portion, the portion is locally hardened, and the effect of improving the sliding characteristics at the time of press working also occurs.
  • Embodiment 2-2 is characterized in that, in Embodiment 2-1, in the temper rolling, the center line undulation Wca of the steel sheet is adjusted as follows.
  • center line undulation Wca of the steel sheet In temper rolling, if the center line undulation Wca of the steel sheet is adjusted to 0.7 m or less, the center line undulation of the surface of the zinc-plated steel sheet can be obtained even if solid particles are projected to give short-period irregularities. Wca can be suppressed to 0.8 ⁇ or less. If the center line undulation Wca of the product is 0.8 ttn or less, the post-painting sharpness for automotive outer panel applications will be sufficient.
  • Embodiment 2-3 is characterized in that in Embodiment 2-1 or Embodiment 2-2, the average projection density of the solid particles is 0.2 to 40 kg / m 2 .
  • the projection distance By setting the projection distance to 700 countries or less, desirably about the same as or shorter than the rotor diameter, the proportion of particles that are effective in imparting surface roughness increases, so that compared to the conventional technology
  • the projection density can be reduced.
  • the projection density when a centrifugal projection device is used, the projected particles spread in a fan shape and collide with the steel plate, but strictly speaking, the projection density differs depending on the position on the steel plate.
  • the average of the projection densities at each position is called the average projection density.
  • the average projection density is less than 0.2 kg / m 2 , the number of particles colliding with the steel sheet is so small that it is not possible to form sufficiently dense irregularities.
  • the average projection density exceeds 40 kg / m 2 , particles that are formed once will be crushed by particles that are subsequently projected, because particles that are more than necessary are projected. That is, if the projection density is too high, the peak count PPI of the zinc-coated steel sheet will decrease.
  • long-period irregularities increase.
  • the center line ridge Wca of the zinc-plated steel sheet increases, and the required sharpness after painting cannot be secured.
  • the projection density is excessive, the surface of the steel sheet is ground by solid particles to reduce the weight, or if the projection speed is high, the surface temperature rises sharply and the structure may change. Therefore, in Embodiment 2-3, the average projection density is limited to the range of 0.2 to 40 kg / m 2 .
  • Embodiment 2-3 has a feature that the change of the center line undulation Wca before and after the solid particle projection is small because good surface roughness can be imparted even at a low projection density. That is, even if the center line undulation Wca before solid particle projection is not so small, the center line undulation Wca after solid particle projection does not deteriorate so much.
  • Embodiment 2-4 is the embodiment according to any one of Embodiments 2-1 to 2-3, wherein the solid particles have an average particle diameter of d and a particle diameter of 0.5 d to 2 d. The weight ratio of particles included in the range d is 85% or more.
  • the weight ratio of the particles included in the particle diameter range from 0.5 d to 2 d is 85% or more, the projections and depressions without a practical increase in the projection amount are reduced. It turned out that it was possible to form on the surface. From the aspect of forming dense irregularities only, it is ideal if the particle size distribution is sharp and all the particles have an average particle size d, but the particles classified in such a way have a large yield in particle production. The price rises, which is not economical.
  • Embodiment 2-5 is characterized in that, in any one of Embodiments 2-1 to 2-1-4, the solid particles are substantially spherical.
  • a shot blast having a spherical particle shape or a dalit blast having an angular shape is known.
  • the former is usually used to obtain a shot peening effect for hardening the surface of the workpiece, and the latter is usually used for grinding the surface, so-called shot blast.
  • substantially spherical means, even if it is not a perfect sphere, what is considered to be a sphere for social wisdom, and the difference between the major axis and the minor axis from the average diameter, respectively. It is meant to include oval spheres within 20% of the diameter.
  • Embodiment 2-6 is characterized in that, in any one of Embodiments 2- ⁇ to 2-5, the density of the solid particles is 2 g / cm 3 or more.
  • the density of the solid particles is preferably 2 g / cm 3 or more.
  • metal-based fine particles such as carbon steel, stainless steel, and high-speed tool steel (high-speed steel) are suitable.
  • a cemented carbide such as tungsten carbide may be used.
  • the specific gravity is relatively small such as alumina, zirconium, and glass beads, the surface roughness can be imparted if the average roughness Ra is 1.0 m or less.
  • Embodiment 2-7 is characterized in that, in any one of Embodiments 2-1 to 2-6, the galvanized steel sheet is a galvanized steel sheet in which the plating film mainly consists of 7-phase. It is a feature.
  • Zinc-plated steel sheets which mainly consist of a 7-phase plating film, tend to adhere more easily because their coatings are softer and have a lower melting point than plated films such as galvannealed steel sheets. If the average roughness is the same, press formability is poor. Therefore, the effect of applying the first to fourth means is particularly large.
  • the plating film is a zinc-plated steel plate mainly composed of r-phase, the film itself is soft, so that when solid particles are projected, indentations are easily formed and surface roughness is easily imparted. It is.
  • FIG. 37 shows an outline of an example of equipment for implementing a method for manufacturing a zinc-plated steel sheet which is an example of an embodiment of the present invention.
  • Fig. 37 shows the surface roughness of the galvanized steel sheet 101 adjusted by a plurality of centrifugal projection devices 103a to 103d while continuously transporting the zinc-coated steel sheet 101. It shows the equipment for: As the zinc-plated steel sheet 101, a sheet that has been subjected to cold rolling, annealing, and zinc plating and that has been subjected to temper rolling using a bright roll is suitable.
  • the bright roll is a roll whose Ra is smoothed to 0.3 mm or less.
  • such a zinc-plated steel sheet 101 is loaded into a pay-off sole 130 and wound up by a tension reel 131. At this time, the zinc-plated steel sheet 101 is continuously conveyed in a state where tension is applied between the entrance-side bridle roll 111 and the exit-side bridle roll 113.
  • the centrifugal projectors 103a to 103d are installed in a blast chamber surrounded by a chamber. Is placed. A fixed amount of solid particles is supplied to the centrifugal projection device 103 a to 103 d from the solid particle quantitative supply device 104 a to 104 d. The particles projected from the centrifugal projection devices 103a to 103d are collected in the blast chamber 102 and transferred to the classifier 106. The particles sorted by the classifier 106 are sent to the fixed-quantity supply devices 104 a to 4 d through the storage tank 105. Although not explicitly shown in the figure, the dust sorted by the classifier is sent to a dust collector and collected. Solid particles remaining or adhered on the zinc-coated steel sheet 101 are purged and removed by a cleaner blower 07.
  • Fig. 38 is a schematic view of the centrifugal projection device, in which solid particles are projected by centrifugal force from a blade 144 mounted on a rotor 144 driven by a motor 144 .
  • the solid particles are supplied to the rotor through the particle supply tube 144 from the quantitative supply device 104a to 104d in FIG.
  • a typical centrifugal projection device has a rotor diameter of about 200 to 550 mm, a blade width of about 20 to 50 mm, and a rotation speed of about 2000 to 4000 rpm.
  • a drive motor having a maximum output of about 55 kW
  • a low-output motor can be used in the present invention because the projection density of solid particles can be suppressed low.
  • the upper limit of the rotor speed is limited because the uneven load due to blade wear increases the vibration of the centrifugal projector, and the upper limit of the projection speed is about 00 m / s.
  • the distance (the projection distance shown in FIG. 38) from the rotation center of the rotor 14 1 of such a centrifugal projection device to the hot-dip galvanized steel sheet 101 is 700 strokes or less, desirably. It should be installed at a position that is larger than the radius of the mouth and that is about the same as or smaller than the diameter of the rotor.
  • the projection speed of the solid particles can be adjusted. In the present embodiment, this is set to 60 m / s or more.
  • the solid particle projection velocity is the velocity of the solid particles as they leave the blade tip attached to the rotor, and is a composite of the tangential velocity component of the rotor and the velocity component perpendicular to it.
  • the solid particles used have an average particle size of 30 to 300 ⁇ .
  • the weight ratio of the particles included in the range of 0.5 d to 2 d to the average particle size d be 85% or more.
  • FIG. 37 shows a facility that circulates and uses such particles, but it is possible to control the particle size distribution of the solid particles within a certain range by the classifier 106.
  • the classifier include a vibrating sieve, a cyclone, and a wind separation method.
  • the projection density of the solid particles on the zinc-plated steel sheet 1 in the present invention is desirably ⁇ 40 kg / m 2 . Therefore, a certain amount of solid particles is supplied to the centrifugal projection device from the constant-rate supply device 104a to 104d according to the line speed of the steel strip.
  • the fixed-quantity supply device controls the projected weight within a certain time by, for example, providing a valve in the pipe and adjusting the opening degree.
  • the surface roughness of the zinc-plated steel sheet 100 with solid particles projected and surface roughness added was measured at the inspection table 114, and the sheep average roughness Ra and peak count PP I became the specified values. Judgment is made, and if necessary, adjustment is made by changing the rotation speed and the projection density of the rotor 144 of the centrifugal projection device 103 a to 103 d. Further, a device for measuring the surface roughness or the like may be arranged downstream of the bridle roll 113, and the projection speed and the projection amount of the solid particles may be changed based on the measurement result. In addition, a measuring instrument for confirming that the center line undulation Wca before the solid particle projection is less than a certain value may be provided.
  • a contact type measuring device may be used, but it is preferable to use an optical measuring device and perform the measurement in a non-contact manner. Furthermore, the surface morphology of the steel sheet may be photographed by a CCD camera or the like, and the average roughness or peak count may be determined by determining the size of the indentation of the solid particles by image processing.
  • FIG. 39 shows an outline of an example of equipment for carrying out a method of manufacturing a zinc-plated steel sheet which is another example of the embodiment of the present invention.
  • the equipment shown in Fig. 39 has the equipment shown in Fig. 37 arranged on a continuous hot-dip galvanized line, and the same components as those shown in Fig. 37 have the same reference numerals. are doing.
  • a cold-rolled steel sheet is charged into a pay-off reel 130, passed through an electrolytic cleaning device 132, and then recrystallized in an annealing furnace 133. Then, after a zinc plating film is formed in the plating bath 134, the film thickness is adjusted by the air wiper 135. After that, when producing the alloyed hot-dip galvanized steel sheet, the alloying furnace 136 is operated to perform the alloying treatment. Galvanized steel sheets mainly consisting of 7 phases are manufactured on the same line without using the alloying furnace.
  • a conversion coating is applied by a diversion treatment device 1337, and a case where a protective oil is applied. And may be wound up as it is.
  • nozzles 125a to 125d for injecting water or a temper rolling liquid are arranged on the inlet side and the outlet side of the temper rolling, and the forced Set the drying device 1 2 2. This is because the solid particles are projected after the moisture attached on the zinc-coated steel sheet 101 is dried in advance.
  • the drying device 122 is not necessarily required when the amount of moisture attached to the zinc-coated steel sheet 101 is small or when the moisture is naturally dried.
  • the temper rolling mill 120 performs temper rolling using bright rolls in order to adjust the mechanical properties of the material, and arranges it downstream.
  • the surface roughness of the zinc-plated steel sheet 101 can be adjusted using the centrifugal projection apparatus 103 a to 103 d.
  • the method for adjusting the surface roughness according to the present embodiment can reduce the projection density as compared with the prior art, so that the amount of solid particles to be circulated is small, and even if the line speed is about 100 mpm.
  • the surface roughness imparting treatment can be performed in the same line as the hot dip galvanizing and the subsequent temper rolling mill.
  • a surface roughness is imparted to the steel sheet with a hot-dip galvanized steel consisting mainly of 7 phases with a plating film using the centrifugal projection device shown in Fig. 38. The following describes the results.
  • the steel sheet before the projection of solid particles used had a hot-dip galvanized steel sheet with a 0.8% elongation by temper rolling.
  • the elongation rate in the temper rolling was provided for the purpose of material quality adjustment, and a bright roll finished to Ra0.28 tm was used.
  • Steel plate after temper rolling The average roughness Ra, peak count PPI, and center line undulation Wca of the sample were 0.25 m, 48, and 0.4, respectively.
  • the centrifugal projector used has a rotor diameter of 330 mm and a maximum projection speed of 92 m / s.
  • As the solid particles SUS304 particles having an average particle size of 60 and having a particle size distribution shown in FIG. 39 were used. This is an almost spherical particle. In other words, the shape is such that the difference between the average diameter of the major axis and the minor axis is 95% or more when the difference is within 20% of the average diameter.
  • the rotation speed per mouth was set to 3600 rpm at which the projection speed of the solid particles was 92 m / s, and one centrifugal projection device was used for the continuously transported zinc-plated steel plate. Projected.
  • the centrifugal projector has a configuration in which the rotor rotates in a plane perpendicular to the traveling direction of the steel strip. That is, they were arranged so that the solid particles were projected in the width direction of the band surface.
  • the line speed of the steel sheet was set to 90 mpm, and the projection amount of the solid particles was set to 225 kg / min.
  • the average roughness Ra and the distribution of peak count PPI were measured in the width direction of the steel sheet.
  • FIG. 40 shows the distribution of the average roughness Ra and the peak count PPI in the plate width direction when the projection distance is changed in the range of 250 to 1000 images.
  • the horizontal axis in FIG. 40 is defined as positive in FIG. 38, with the position immediately below the rotation center of the rotor 141 as the origin and the right side as viewed from the origin. From the figure, it can be seen that when the projection distance is 1000 battles, both Ra and PPI do not differ significantly from the surface roughness before solid particle projection, but if the projection distance is 700 mm or less, the average roughness Ra is It can be seen that the peak count PPI becomes 100 or more at 0.5 Mnt or more. In addition, if the projection distance is 500 mm or less, the peak count PPI can be 300 or more over a wide range, and a zinc-plated steel sheet with a high peak count that cannot be provided by conventional temper rolling is used. Obtainable.
  • FIG. 40 shows that as the projection distance becomes shorter, the range in which the average roughness and the peak count show higher values is expanded. This is because the shorter the projection distance, the solid particles collide with the steel plate without deceleration, and even small particles that collide with the end of the projection width collide with the steel plate without deceleration, and dense irregularities are formed. That's because.
  • solid particles are projected from the rotor in a fan shape. The area projected on the surface has a characteristic of expanding.
  • the projection amount of the solid particles was changed to 90 to 450 kg / min, the surface roughness was applied to the zinc-plated steel sheet, and the surface roughness was measured. Traces of particle collision remain on the surface of the steel sheet on which the solid particles are projected according to the projection distance, and the width over which the indentations are observed is called the projection width.
  • a width to which a predetermined surface roughness is given is defined as an effective projection width.
  • the range where the average roughness Ra exceeds l.Otm and the peak count PPI exceeds 400 is called the effective projection width for convenience.
  • Fig. 41 plots the effective projection width when the projection distance is changed in the range of 250 to 1000 images.
  • the projection width is also indicated by a straight line on the upper right. From this result, it can be seen that the projection width increases as the projection distance increases, but the effective projection width that can effectively impart surface roughness increases as the projection distance decreases. Also, the effective projection area can be increased by reducing the projection distance without increasing the projection amount of solid particles. Also, if the projected S separation is more than a certain distance, it will not be possible to provide effective surface roughness even if the projected amount of particles is increased.
  • Example II the same test as in Example 1 was performed to verify that the projection density could be reduced by shortening the projection distance.
  • Example II the surface roughness when the projection density was changed within the projection distance range of 250 to 350 mm where good results were obtained was obtained. The measurements were made for The projection density was changed by adjusting the amount of projection per unit time, assuming the same steel plate, line speed, rotor speed of the centrifugal projector, and the projected particles were the same. '
  • Figure 42 shows the relationship between the average roughness Ra within the effective projection width, the peak count PPI, and the projection density.
  • the average roughness Ra increases with an increase in the projection density, and when the projection density exceeds 1 kg / m 2 , the average roughness Ra can also be 0.5 tm or more (the projection density is 0.2 kg / m 2 Above this, the average roughness Ra may be 0.5 mm or more).
  • peak force ⁇ emissions Bok PP i is increased with increasing projection density, although the 100PP I When the projection density becomes 0 ⁇ 2kg / m 2 or more, a tendency that the projection density decreases conversely exceeds 40 kg / m 2 Is seen. This is because the once formed irregularities are crushed by particles that are subsequently projected. Therefore, increasing the projection density too much is counterproductive for the purpose of giving high peak counts to galvanized steel sheets.
  • the present invention increases the range in which the surface roughness can be imparted by shortening the projection distance, and at the same time, does not reduce the speed at which even small-sized particles in solid particles collide with a steel sheet. Even if there is, it is possible to effectively form the surface roughness. As a result, it is possible to obtain an effect that an extremely large projection amount is not required unlike the related art.
  • three centrifugal projectors can be arranged on the front and back in the width direction of the sheet.
  • the plate width can process 1250 countries metal steel strip.
  • the projection distance is set to 280 mm, and the projection amount is set so that the projection density becomes 5 kg / m 2.
  • the effect of slag on the surface roughness of zinc plated steel was investigated.
  • the solid particles used were high-speed spherical shot particles.After classification using a vibrating sieve, the weight of particles included in the range of 0.5 d to 2 d with respect to the average particle diameter d was determined. The ratio is 85% or more Was adjusted as follows.
  • the projection speed from the centrifugal projector was fixed at 92 m / s.
  • Figure 43 shows the relationship between the average particle diameter, the average roughness Ra, and the peak count PPI.
  • the average particle size increases, and the average particle size is 0.3 to 3 mm, which is about 30 to 280 mm.
  • Ra can be reduced to 3 im or less even if the average particle size exceeds 280 m.
  • the peak count PPI once increases sharply as the particle size increases. This is because, when the particle diameter is small, although fine irregularities are formed on the surface to a certain extent, the average roughness Ra is small, and therefore the irregularities that do not reach the count level of the measured peak count are included. This is because the value of PPI shows a small value.
  • the average particle diameter is larger than 100, the peak count PPI decreases, and when the average particle diameter exceeds 300 m, the PPI value falls below 100.
  • the tendency of the average roughness Ra and the peak count PPI as described above also changes depending on the projection speed, the projection distance, and the projection density, and the average particle diameter at which the PPI takes an extreme value also changes. For example, as the projection speed increases, the value of the average particle diameter at which the peak count reaches a maximum moves toward the smaller particle diameter. It also changes depending on the density of the solid particles used, and the lower the density, the larger the average particle diameter.
  • the projection distance was 280 hidden, by setting the projecting amount as projection density is 5 kg / m 2, by the same method as in Example 1, blasting speed of the solid particles to the surface roughness of the zinc plated steel plate The effects were investigated.
  • the solid particles used are high-speed spherical shot particles having an average particle diameter of 65 m as shown in FIG.
  • the projection speed was adjusted by changing the rotor speed.
  • Figure 44 shows the effect of the projection speed on the average roughness Ra and the peak count PPI. From the figure, it can be seen that both the average roughness and the peak count increase with the increase of the projection speed, and once the peak count reaches the maximum value, it tends to slightly decrease.
  • the projection speed is low, the kinetic energy of the solid particles is small, so that sufficient indentations are not formed when colliding with the zinc-plated steel sheet, so that both the average roughness and the peak count show low values.
  • the projection speed is very high, the projected particles
  • the average roughness Ra increases as the size of the recess formed by the dent increases, the peak count slightly decreases due to the slightly increased pitch of the unevenness.
  • Example 3 Using the Heiss solid particles used in Example 3, changing the projection distance and the number of revolutions per night, while adjusting the average roughness Ra to be 1.0 to 1.6 ⁇ m, A zinc-plated steel sheet with a significantly different peak count PPI was manufactured.
  • the friction coefficient was measured by a plane sliding test.
  • the galvanized steel sheet was sandwiched between opposing sliding tools, and the friction coefficient was measured when the galvanized steel sheet was pulled out at a speed of 1000 mm / min while applying a contact surface pressure of 7 MPa.
  • a steel sheet having surface roughness imparted by temper rolling which is a conventional technique, was also measured under the same conditions.
  • temper rolling a rolling roll with an average roughness of 2.4 to 3.4 / ⁇ and a peak count PPI in the range of 240 to 320 was used.
  • Figure 45 shows the relationship between the peak count of the zinc plated steel sheet and the coefficient of friction in the sliding test.
  • the galvanized steel sheet obtained by the present invention has a lower coefficient of friction than a conventional galvanized steel sheet. In other words, it indicates that the oil retention between the steel plate and the sliding tool is improved, and the amount of oil introduced to the interface is improved.
  • the figure also shows that the larger the peak count PPI, the lower the friction coefficient. This is because both the effect of improving the oil retention at the interface due to the dense formation of the short pitch depressions and the effect of the film itself being hardened by the impact of solid particles are affected. This is the result.
  • the zinc-coated steel sheet according to the present invention exhibits good sliding characteristics even when the peak count PP I is about the same as that of the conventional steel sheet, and particularly, high peak count PP which cannot be produced by temper rolling. It was confirmed that in the region I, even better sliding characteristics were exhibited.
  • FIG. 48 (a) shows a photograph of the surface of the zinc-plated steel sheet according to this example.
  • Fig. 48 (b) shows a photograph of the surface of a zinc-plated steel sheet obtained by conventional temper rolling.
  • the galvanized steel sheet manufactured according to the present invention projects spherical solid particles. This indicates that dimple-shaped irregularities are densely formed on the surface. Such dimple-shaped irregularities have the effect of improving the oil retention between the tool and the steel sheet during press working.
  • Fig. 46 shows the result of examining the center line undulation Wca of the steel sheet at each manufacturing stage. From the figure, even if the undulation of the steel sheet before the temper rolling is very large, the center line undulation Wca can be significantly reduced by performing the temper rolling with the bright roll. Also, even after projecting solid particles, the center line undulation Wca of the product is 0.42 im, and even if the surface has irregularities, the long-period irregularities can be suppressed to a low value. On the other hand, when surface roughness is imparted by conventional temper rolling, if the center line undulation Wca before temper rolling is large, Wca after temper rolling with microscopic irregularities remains large Resulting in.
  • the function of adjusting the mechanical properties and the function of imparting the surface roughness by the temper rolling are separated from each other. Therefore, a bright roll can be used in the temper rolling, and the center line undulation of the material is large. However, the swell of the product can be reduced.
  • a sample was prepared by projecting stainless steel particles with an average particle diameter of 50 to 120 (! 1) using a zinc-plated steel sheet whose center line undulation Wca was adjusted to 0.7 m or less by temper rolling.
  • the test piece was subjected to a chemical conversion treatment using “PB-L3080J” manufactured by Nippon Pairichi Rising Co., Ltd., followed by Kansai Paint Co., Ltd. ⁇ -37 Gray ”“ TM-13 (RC) J was used to apply three coats of ED, intermediate and top coats, respectively.
  • the NS IC value of the test piece was evaluated for sharpness after coating using a “map sharpness measuring device NS IC type” manufactured by Suga Test Instruments Co., Ltd.
  • the NS IC value is 100 for blackboard polished glass, and the closer the value is to 100, the better the sharpness.
  • Figure 47 shows the measurement results.
  • the figure shows, as a comparative example, one manufactured by temper rolling using a shot dull roll and a discharge dull roll.
  • the zinc-plated steel sheet with the center line undulation Wca adjusted to 0.7 tm or less by temper rolling shows a small value of the center line undulation Wca of 0.8 m or less even after solid particle projection.
  • the NS IC value which represents the sharpness after painting, is also high.
  • Example 5 A sample was cut out from this steel sheet and subjected to the same sliding test as in Example 5.
  • the friction coefficient of the alloyed hot-dip galvanized steel sheet according to the conventional manufacturing method before the projection of the solid particles was 0.20, whereas the friction coefficient after the projection of the solid particles according to the present invention was It was 0.18. This is because even if the alloyed hot-dip galvanized steel sheet has a coefficient of friction equivalent to that of iron-plated or nickel-plated steel sheet and the coating itself is hard, According to the production method, a zinc-plated steel sheet exhibiting excellent sliding characteristics can be obtained.
  • the center line undulation Wca after projection of solid particles also showed a low value of 0.5 m, indicating good sharpness after painting.
  • Embodiment 3-1 is a zinc-plated steel sheet excellent in press workability, characterized in that the surface has a dimple shape.
  • the dimple shape refers to a form in which the shape of the surface dent is mainly composed of a curved surface, and for example, a large number of clay-shaped dents formed when a spherical object collides with the surface.
  • a large number of such dimple-shaped depressions those portions serve as an oil pocket in press working, and the oil retention between the mold and the steel sheet can be improved.
  • Fig. 56 schematically shows this situation as the state of contact with the mold during press working.
  • Fig. 59 schematically shows the contact state of a conventional zinc-plated steel sheet.
  • the oil in the dimples does not easily deviate, and the oil remains on each of the scattered dimples.
  • the die can slide on the steel plate without interruption.
  • the recesses are not necessarily closed circles like dimples, so it is difficult for oil to be held, and oil runs out. Cheap.
  • Embodiment 2-2 is characterized in that the average roughness Ra of the surface is 0.5 to 5.0 m in Embodiment 3-1.
  • the average surface roughness Ra of the surface is less than 0.3 ⁇ 111, the oil retention between the steel sheet and the mold cannot be sufficiently ensured, so that the mold tends to seize during press working. This is particularly noticeable when the zinc film is soft. Therefore, in the present invention, the average surface roughness Ra is limited to 0.3 or more.
  • Embodiment 3-3 is the same as Embodiment 3-1 or Embodiment 3-2, except that the peak count P I on the surface is within the range of the expression represented by ⁇ 50 X Ra (m) +300 ⁇ PP I. It is characterized by the following.
  • the peak count PPI is the number of irregular peaks per inch, as defined in the SAE911 standard.
  • the peak count PPI is represented by a value at a count level of ⁇ 0.635 m.
  • the contact state between the die and the zinc-plated steel plate during the press working is different from the case where the average roughness is simply increased. That is, the larger the peak count, the larger the number of protrusions on the surface in contact with the mold for the same average pressure, and the smaller the amount of deformation of each protrusion. That is, since many protrusions come into contact with the mold, the load shared by the individual protrusions is reduced. Therefore, the frictional heat generated at the contact portion between the protrusion and the mold is dispersed as compared with the case where the protrusion is large, so that the temperature rise at each contact interface can be suppressed.
  • the lower limit of the peak count PPI of the galvanized steel sheet is set based on the above-described concept.
  • the upper limit of peak count PPI it is expected that good results will be obtained if it is large, but at present, the range that can be realized by economic means is only 600 or less. If a method for obtaining more PPI is found in the future, it can be applied, and the upper limit for the invention is not specified.
  • Embodiment 3-4 is characterized in that surface undulation Wca is 0.8 m or less in any of Embodiments 3-1 to 3-3.
  • surface undulation Wca is 0.8 m or less in any of Embodiments 3-1 to 3-3.
  • sharpness after painting short-period irregularities are filled in the undercoating process of painting, etc., and do not affect the sharpness after painting, but long-period irregularities remain after painting and remain sharp. Worsen.
  • the undulation Wca is closely related to the sharpness after painting.
  • the undulation Wca refers to the center line undulation specified in JISB 0610, and represents the average height of unevenness with a high-frequency cutoff.
  • Embodiment 3-5 is characterized in that, in any one of Embodiments 3-1 to 3_4, the plating film mainly comprises a 7-phase.
  • the coating itself is softer and has a lower melting point than the alloyed hot-dip galvanized steel sheet, so that adhesion tends to occur during press working. Therefore, a large average roughness is required to be imparted to the surface, and a greater effect can be obtained as compared with the prior art.
  • the first method of manufacturing a zinc-coated steel sheet according to an embodiment of the present invention is to project fine solid particles onto the surface of a steel sheet which has been subjected to zinc plating on the surface of a steel sheet as a base material, thereby forming an uneven surface. Is formed.
  • a zinc plating molten zinc plating or electric zinc plating is generally used, but a plated steel sheet mechanically provided with a zinc film may be used.
  • the steel sheet may be subjected to temper rolling for adjusting the mechanical properties, or may be a non-pressure-conditioned steel sheet.
  • a steel sheet which has been subjected to a post-treatment such as a chromate treatment may be used.
  • the solid particles projected onto the surface of the zinc-coated steel sheet as described above are preferably steel balls or ceramic particles having a particle diameter of 1 to 300 am, preferably about 25 to 100 im.
  • a projection device a pneumatic shot blast device that accelerates solid particles by compressed air or a mechanical accelerator that accelerates solid particles by centrifugal force is used. Is also good.
  • dimple-shaped concave portions can be formed on the surface.
  • the solid particles need not be perfectly spherical, but may have a shape like a polyhedron. Further, as the solid particles to be projected are smaller, irregularities having a shorter pitch are formed, and the peak count can be increased.
  • the projection amount of the solid particles is desirably 0.1 to 40 kg / m 2 as the projection density at which the particles are projected over the entire surface of the galvanized steel sheet and the zinc film is not peeled off. Furthermore, solid particles can be easily removed from the surface by blowing compressed air to the steel plate having the surface having the irregularities as described above.
  • a second method for manufacturing a zinc-plated steel sheet according to an embodiment of the present invention is as follows: solid particles are formed on a steel sheet processed to a certain thickness by hot rolling or cold rolling. After projection to form irregularities on the surface, zinc plating is applied.
  • the steel sheet used as the base material is generally one that has been subjected to annealing or temper rolling after rolling, but it may be one that has not been tempered to increase the strength.
  • Irregularities can be imparted to the surface of such a steel sheet in the same manner as described above, but when an unannealed material or a hard material is used as the steel sheet, the projection speed of the solid particles is determined according to the above conditions. Also adjusts the size of the irregularities.
  • the zinc plating for the steel sheet thus obtained electric zinc plating is suitable, but hot zinc plating may be performed.
  • any of the methods for adjusting the surface of a zinc-coated steel sheet disclosed as a conventional technique involves transferring the surface roughness by temper rolling.
  • the peak count PP I is set to 250. This is actually difficult.
  • the pitch of the unevenness of the zinc-plated steel plate disclosed as an example in Japanese Patent Application Laid-Open No. Hei 11-3102816 is about 0.11 stroke. Therefore, in this case, the number of irregularities per inch is estimated to be about 230.
  • a shot blasting process or an electric discharge machining process mainly produces a concave surface.
  • the convex portion is mainly transferred to the steel plate side.
  • a portion irradiated with a laser or the like is melted into a concave portion, and a convex portion is formed around the concave portion.
  • a concave portion having a convex portion as a center is formed around it, but its shape becomes a donut shape. Therefore, the form of the surface of the galvanized steel sheet formed by the temper rolling is different from the concave dimple shape described in the present invention.
  • the zinc-plated steel sheet provided with the surface roughness by the above method will be described.
  • FIGS. 51 and 52 are surface photographs of the zinc-plated steel sheet of the present invention. These use solid particles with a particle size of 128 m and 55 m, respectively. These surfaces have a large number of recesses formed by collision of solid particles, and have a fine dimple-like shape.
  • FIG. 58 shows, as a comparative example, a photograph of the surface of a steel sheet in which the surface roughness has been adjusted by temper rolling, using a rolling mill whose surface has been subjected to electrical discharge machining.
  • the surface shows a form in which relatively large convex portions are connected in an island shape.
  • a steel sheet having an average roughness Ra in the range of 1.3 to 1.6 ⁇ m was selected from the thus-prepared steel sheets of the present invention and the conventional zinc-coated steel sheet. The coefficient of friction was measured. In the sliding test, the galvanized steel sheet is sandwiched between opposing sliding tools, and the friction coefficient when the galvanized steel sheet is pulled out at l OOOmm / min while applying a contact pressure of 7 MPa is measured. did.
  • As a lubricating oil Knoxlast 550HN (trademark) manufactured by Nippon Puriki Rising Co., Ltd. was applied to the surface of the zinc-coated steel sheet in advance, and the test was performed.
  • Figure 53 shows the friction coefficient obtained by the sliding test.
  • the galvanized steel sheet of the present invention shown as an example has a lower coefficient of friction than the conventional galvanized steel sheet shown as a comparative example even at the same level of average roughness. Is shown. That is, the oil retention between the steel plate and the sliding tool is improved, and the amount of oil introduced to the interface Is improving.
  • the surface of the zinc-plated steel sheet is formed into a dimple-like form as in the present invention, and the coefficient of friction between the steel sheet and the sliding tool is reduced by increasing the peak count. It can be seen that galling can be prevented.
  • galvanized steel sheets having various average roughnesses and various peak counts were prepared by changing the particle size, the projection speed and the type of the particles.
  • a sliding test was conducted on such a zinc-plated steel sheet under the same conditions as above, and a mark ⁇ indicates that the coefficient of friction was 0.2 or less, and a mark X indicates a coefficient of friction exceeding 0.2.
  • the zinc-coated steel sheet a hot-dip zinc-coated steel sheet whose plating film mainly consists of 77 phases was used.
  • the range shown by the broken line is the range of the average roughness Ra and the peak count PPI specified in the present invention, and both have a friction coefficient of 0.2 or less, and show good sliding characteristics. It is a range.
  • the zinc-plated steel sheet of the present invention has a low coefficient of friction in a sliding test, and therefore generates little frictional heat during press working, so that it is possible to prevent mold galling.
  • Fig. 55 shows the relationship between the undulation Wca of the zinc-coated steel sheet obtained in this example and the sharpness after painting.
  • the sharpness after painting was evaluated as follows. The test piece was subjected to chemical treatment using ⁇ ⁇ -1-3080 ”(trademark) manufactured by Nippon Parker Rising Co., Ltd., followed by“ Eto 2000 ”manufactured by Kansai Paint Co., Ltd. and ⁇ -37 gray. J,
  • ⁇ -13 (RC) (all trademarks)
  • three coats of ED coating, intermediate coating, and top coating were applied.
  • the NS IC value of the test specimen coated in this way was measured using the Suga Test Machine Co., Ltd. The measurement was carried out using a “Measurement System NSIC Model”.
  • the NSIC value is 100 for blackboard polished glass, and the closer the value is to 100, the better the sharpness. As can be seen from the figure, the smaller the undulation Wca, the better the after-painting sharpness, and if it is 0.8 m or less, good after-painting sharpness.
  • Embodiment 4 is based on this finding, and the gist is as follows.
  • a zinc-plated steel sheet with a large number of depressions on its surface, and the number density of the depressions at a depth level corresponding to a load area ratio of 80% is 3.1 X 10 2 / mm 2 or more Zinc-plated steel sheet with excellent press formability characterized by the following characteristics (Embodiment 4-1)
  • the depression which is a point for holding the lubricating oil is made as high as possible on the surface of the steel plate rather than securing the absolute amount of the lubricating oil that can be held. It is even more important to break the microscopic contact between the mold and the steel sheet surface with an oil film by dispersing the density, that is, to disperse the oil pockets at high density to avoid oil film breakage.
  • Ra which is an index of the average thickness in the height direction of the surface texture, reflects the amount of lubricating oil that can be held at the interface between the press die and the steel sheet. Is not the main factor governing the coefficient of friction in lubricants Means that.
  • press forming is a process that involves the wear of the steel sheet surface, and in fact, shallow depressions are more susceptible to wear, that is, deeper depressions have a greater effect as oil pockets. That is. That said, in press forming, in addition to the type of mold used, cushion cap, and the degree of wear on the steel sheet surface depending on which part of the mold it hits, the depth of the depression that should be considered important is It is generally difficult to predict uniquely.
  • One method is to represent the densities of the depressions by the PPI specified in the SAE911 standard, that is, the number of irregularities per inch.However, if the depth of the depressions that should be considered important is not uniquely defined, it is calculated Inappropriate PPIs in such a situation are difficult to operate properly. Also, the PPI, which is a two-dimensional parameter, depends on which direction in the plane it is measured, and may not represent the characteristics of the actual three-dimensional surface texture.
  • the number density of deep depressions is determined as follows. Specifically, in consideration of the fact that most of the surface of the zinc-plated steel plate is crushed even in a low surface pressure plate sliding test, those that can still be recognized as pits at a depth corresponding to a load area ratio of 80% are deep pits. I decided to catch it.
  • the load area ratio referred to here is a concept used in three-dimensional analysis of surface texture.For details, see, for example, KJ Stout, WP Dong, L. Blunt, E.
  • the oil film area at the interface between the press die and the steel sheet cannot be ignored on press formability.
  • Ra is in the range of 0.3 to 3.0 tm
  • the effect of the amount of lubricating oil on the friction coefficient does not appear remarkably, but when the deep dent density is the same level, the effect of the oil film area at the interface affects the friction coefficient. appear.
  • the oil film area can be represented by the fluid retention index Sci of the core described below.
  • the core fluid retention index Sci is a fluid that can accumulate in the depth range from 5% load level to 80% load level (this is called the core).
  • Sq is the standard deviation of the surface height distribution, which is equivalent to a three-dimensional extension of the root mean square height Rq specified in JIS-B0601 and the like.
  • Sci and Sq are the three-dimensional roughness parameters used for the three-dimensional analysis of surface texture described above, and the details are disclosed in the above-mentioned reference published by Penton Press.
  • Sq is an index of the average thickness in the height direction of the surface texture, like Ra, so Sci can be regarded as a value corresponding to the oil film area.
  • Sc i has a strong correlation with other three-dimensional roughness parameters such as skewness Ssk and kurtosis Sku of surface height distribution. Therefore, it is possible to express the definition by Sc i with these, but Sc i ⁇ 1.2 is approximately -0.9 or more for Ssk, and approximately 4.6 for Sku. The following applies. Instead of these three-dimensional parameters, it is presumed that almost the same values can be obtained by expressing the corresponding two-dimensional parameters specified in "IS-B0601 (2001) and the like.
  • the coating film itself acts as a single-pass filter for microscopic irregularities on the surface of the steel sheet, so that short-period irregularities are filled with the coating film and do not affect the sharpness after painting.
  • long-period components with a wavelength of lOO ⁇ m or more are not obscured by painting and are said to deteriorate the sharpness.
  • Such a long-period component can be represented by an arithmetic mean undulation Wca specified in JIS-B0610 (1987) and the like. According to the study of the present inventors, when the area cut-off value for discriminating the roughness component and the ridge component is adjusted to 0.8 m and the Wca is adjusted to 0.8 m or less, a good sharpness even after painting is obtained. Can be secured. That is why Wca is limited in Embodiments 4-3.
  • the most suitable method for producing the galvanized steel sheet of the present invention is a method in which fine solid particles are projected on the surface of a galvanized steel sheet to form high-density depressions on the surface.
  • molten zinc plating or electric zinc plating is generally used, but a plated steel sheet mechanically provided with a zinc coating may be used.
  • temper rolling for adjusting the mechanical properties may be performed, or non-tempered steel sheet may be used.
  • a steel sheet which has been subjected to a post-treatment such as a chromate treatment may be used.
  • the solid particles to be projected onto the surface of the zinc-coated steel sheet as described above are preferably steel balls or ceramic particles having a particle diameter of l to 300 m, preferably about 25 to 100 / m.
  • a pneumatic shot blast device that accelerates solid particles by compressed air or a mechanical accelerator that accelerates solid particles by centrifugal force may be used.
  • the dimples should be dimple-shaped.
  • the dimple-shaped depressions can be easily formed on the surface only by using spherical solid particles for projection. In this case, the solid particles do not need to be completely spherical.
  • the projection amount of the solid particles is desirably 0.1 to 40 kg / m 2, which is such that the particles are projected over the entire surface of the zinc-coated steel sheet and the zinc film is not peeled off. Furthermore, by spraying compressed air onto the steel sheet having the surface dent as described above, solid particles can be easily removed from the surface.
  • the surface roughness of a rolling roll is transferred to the steel sheet surface by temper rolling.
  • the pitch of irregularities of a zinc-coated steel sheet formed by temper rolling disclosed in the embodiment of JP-A-Hei 302816 is about 0.11 country. In this case, even if these are all depressions reaching the depth level corresponding to the load area ratio of 80%, their number density is only about 8.3 ⁇ 10 / mm 2 .
  • a shot blast process or an electric discharge process is often used in the process of forming the concaves and convexes on the roll surface.
  • the concave portion is mainly formed on the roll surface, and the convex portion is mainly transferred to the steel sheet surface on which the concave portion is transferred.
  • This difference in transfer shape also increases the number density of deep depressions. It is one of the reasons. When the surface of the roll is roughened with a laser or electron beam, the transfer shape is slightly different, but it is almost the same in that the dent density cannot be drastically increased. However, it is expected that these technologies will be improved in the future, and that the temper rolling may be able to achieve the dent density that satisfies the present invention.
  • the above method is merely one means for producing a zinc-coated steel sheet satisfying the present invention. As long as the surface texture of the manufactured zinc-plated steel sheet satisfies the present invention, the production of the zinc-coated steel sheet can be performed. The method is not limited to this.
  • an electron beam three-dimensional roughness analyzer EA-8800FE manufactured by Eri Sainics was used for the measurement of the three-dimensional shape of the sample surface.
  • This device calculates the tilt angle of each point by measuring the secondary electrons emitted from each point in the measurement area with four secondary electron detectors, and calculates the tilt angle information of each point.
  • the three-dimensional shape is measured based on the principle of connecting and reproducing the three-dimensional shape. Since the device measures secondary electrons in this way, the sample surface is pre-treated in case of an unexpected situation where the amount of secondary electrons emitted changes due to local composition of the sample surface. Was sputter-coated with a few nm of gold.
  • the sample was demagnetized just before the instrument was set in order to avoid disturbance of the secondary electron intensity distribution due to the sample magnetic field.
  • the acceleration voltage during the measurement was 5 kV
  • the sample irradiation current was about 8 pA
  • the WD was 15 faces
  • the measurement area on the randomly selected sample surface was 250 times the actual measurement magnification, with a total of 600 points in the X direction and 450 points in the Y direction.
  • Three-dimensional measurement was performed under the condition of 10,000 points.
  • the sampling interval under these sampling conditions is about 0.80 ⁇ .
  • the NI ST a national research institute in the United States, uses a stylus-type and optical surface roughness measuring instrument from VLS I Standard, which is traceable.
  • the standard SHS thin film steps (four steps of 18 nm, 88 nm, 450 nm, and 940 nm) were used.
  • the effects of noise during three-dimensional shape measurement were removed by a Spline low-pass filter with a cutoff wavelength of lOAtm. Then, the depth corresponding to the load area ratio of 80% is calculated, and for data points located at a position deeper than the depth level, 31 points X31 points, that is, 24 mX24 m are extracted as pits. The area was determined and the pits were extracted, and the number density was calculated from the number and the area of the entire evaluation area. The reason why the dent extraction area is defined in this way is to avoid overestimating the dent density.
  • the values of Sci and the dent density at the 80% load level were obtained by averaging the measurement results of five randomly selected points for each test material.
  • a cold-rolled steel sheet with a thickness of 0.8 mm is subjected to hot-dip galvanizing and then temper-rolled at an elongation of 0.8%.
  • the attached steel plate will be described.
  • the conditions for imparting the surface texture of the invention are as follows.
  • Stainless steel particles with an average particle size of 55 ⁇ and ⁇ 10 ⁇ , and high-speed Heiss particles with an average particle size of 55 jum were used as solid particles for projection.
  • the stainless steel particles, each particle each diameter, 0.1 the projection pressure by fixing the projected density 5.7 kg / m 2, 0.3, inventions of series was changed in three steps of 0.7Mpa (hereinafter, a first series and called), 0.8 a projection density by fixing the projected pressure 0.4 MPa, 2.4, 4.0, 8.
  • inventions series was changed to 4 stages of OKG / m 2 (hereinafter, referred to as the second series) Created. In the case of noise particles, only the second series of inventions were created.
  • FIG. 61 shows a bird's-eye view of the surface texture formed by temper rolling the above-mentioned zinc-plated steel sheet with a rolling roll whose surface has been subjected to electric discharge machining.
  • the surface after temper rolling is characterized in that it has a shape consisting of a series of relatively large flat parts.
  • the friction coefficient was measured by a flat plate sliding test by adding four levels of zinc-plated steel sheet to which the surface texture was applied by the conventional temper rolling method. First, the measurement device and measurement conditions will be described.
  • Fig. 62 shows a schematic front view of the friction coefficient measuring device.
  • a friction coefficient measurement sample 301 collected from a test material is fixed to a sample table 302, and the sample table 302 is fixed to an upper surface of a horizontally movable slide table 303.
  • a vertically movable slide table support 305 having a roller 304 in contact with the slide table 303 is provided on the lower surface of the slide table 303.
  • a first load cell 307 for measuring N is attached to the slide table support 305.
  • a second port cell 3.08 for measuring the sliding resistance force F for moving the slide table 303 in the horizontal direction with the above pressing force applied is attached to one end of the slide table 303. Have been. The test was performed after applying a cleaning oil R352L manufactured by Sugimura Chemical Co., Ltd. to the surface of sample 301 as a lubricating oil.
  • FIGS. 63 and 64 are schematic perspective views showing the shapes and dimensions of the beads used.
  • the lower surface of the bead 306 slides while being pressed against the surface of the sample 301.
  • the shape of the bead .306 shown in Fig. 63 has a width of 10 strokes, the length of the sample in the sliding direction is 12 mm, and the lower part at both ends in the sliding direction is a curved surface with a curvature of 4.5 mmR.
  • Drawing, sliding direction The plane has a length of 3mm.
  • the shape of the bead 306 shown in Fig. 64 has a width of 10, a length of 59 mm in the sliding direction of the sample, and a lower surface at both ends in the sliding direction having a curvature of 4.5 mmR.
  • the lower surface of the bead against which the sample is pressed has a width of 10 mm. It has a plane with a length of 50 strokes in the sliding direction.
  • the friction coefficient measurement test was performed under
  • Figure 65 shows the relationship between the dent density at the 80% load level (hereinafter simply referred to as the dent density) and the friction coefficient under the B condition (low speed and low surface pressure conditions). Regardless of the invention and the comparative material, the coefficient of friction under the condition B greatly depends on the density of the dents, and decreases almost critically near the density of 300 dents / mm 2 .
  • Figure 66 shows the results when the horizontal axis is changed to PPI at the count level ⁇ 0.635 Mm measured with a normal stylus-type roughness meter. Although the difference in friction coefficient between the comparative material and the invention product cannot be explained on the low PP1 side, changes similar to those for the pit density are also observed for PPI. The difference between the depression density and the dependence on PPI is as described in the text.
  • Figure 67 shows the relationship between the dent density and the friction coefficient under the A condition (high-speed, high surface pressure conditions).
  • the figure clearly shows the depression density dependence. Normally, under the condition A at high speed and high surface pressure, the influence of the surface texture of the test material is unlikely to appear. This is presumed to be due to the large destruction of the surface texture during the sliding test.In the case of the invention, however, the fluid friction region was maintained even in such a severe sliding process. It is inferred that the results have been obtained.
  • Figure 68 shows the results of the friction coefficient arranged by PPI. Similar tendencies are observed when sorting by PPI when sorting by PPI, but the difference between comparative materials and inventions is unclear below PPI 300.
  • Figure 69 shows the relationship between the coefficient of friction of the invention product under condition B and the fluid retention index Sc i in the core.
  • Figure 70 shows the results of the friction coefficient of the invented product and the comparative material under condition B arranged by the dent density and Sc i.
  • the coefficient of friction strongly depends on the densities of the invented product and the comparative material, but at the same level of the densities, the friction coefficient tends to decrease as Sc i increases.
  • the friction coefficient in the range enclosed by the square is hardly achievable with a zinc-coated steel sheet provided with a surface texture by the temper rolling method or a normal alloyed hot-dip galvanized steel sheet, at a level of 0.22 or less. Can be held down.
  • the use of the invention makes it possible to provide a zinc-coated steel sheet having much better sliding characteristics than conventional zinc-coated steel sheets.
  • a zinc-coated steel sheet is prepared by changing the particle size, the projection speed, and the type of the particles to be projected in various ways, and the sharpness after coating and the undulation of the test material are obtained. The relationship was investigated.
  • Fig. 71 shows the relationship between the arithmetic mean undulation Wca of the zinc-coated steel sheet obtained in the invention and the sharpness after painting. As can be seen from the figure, the smaller the Wca, the better the after-painting sharpness. If this value is 0.8 or less, good after-painting sharpness is exhibited.
  • Embodiment 5 As described above, if the undulation Wca is below, it is possible to improve the sharpness after coating while maintaining good press formability. Embodiment 5
  • the zinc-plated steel sheet according to Embodiment 5 is a zinc-plated steel sheet according to Embodiment 5
  • a zinc-plated steel sheet has an inorganic, organic, or organic-inorganic composite t lubricating solid lubricating film with an average thickness of 0.001 to 2 Atm on the surface.
  • Zinc-plated steel sheet excellent in press formability characterized in that the undulation Wca of the zinc-plated steel sheet of (1) to (3) is 0.8 H1 or less.
  • the first feature of the fifth embodiment is that the surface of the zinc-plated steel sheet has a dimple shape. And a solid lubricating film of any of inorganic, organic, or organic-inorganic composite type having an average thickness of 0.001 to 2 m.
  • the dimple shape is a shape in which the shape of the surface dent is mainly composed of a curved surface, and a large number of clay-like H-like portions formed by the collision of a spherical object with the surface are formed. By forming a large number of such dimple-shaped dents, those portions serve as oil pockets in press working, and the oil retention between the mold and the steel sheet can be improved. ⁇
  • the present invention further comprises an inorganic, organic, or organic-inorganic composite solid lubricating film having an average thickness of 0.001 to 2 Atm. Having.
  • the applied film be uniformly coated so as not to change the controlled surface roughness.
  • the surface morphology specified in the present invention is a solid lubricant film
  • the lubricating film does not necessarily have to be uniform, since the surface morphology is after that.
  • the surface morphology of the zinc-plated steel plate or the surface of the original plate may be controlled so that the surface morphology after coating is as specified.
  • the average thickness of the solid lubricating film is preferably 0.001 to 2 m. If the thickness is less than 0.001 tm, the effect of the solid lubricating film is not sufficient, and the effect on press formability cannot be obtained. On the other hand, if the thickness exceeds 2 ⁇ m, the lubricating film is thick, so that it is difficult to obtain a dimple shape or other surface morphology defined in the present invention, which can provide a sufficient effect. The effect decreases.
  • the average thickness is a thickness calculated from the film weight per 1 m2 by the specific gravity. If the specific gravity of the coating is unknown, select 10 points at equal intervals from a specific length (100 mm) using a scanning electron microscope (SEM) or transmission electron microscope (TEM). The film thickness at 10 points is measured directly and defined as the average. In the case of an oxide layer, a depth profile of an oxidized component in the depth direction and a plating film component such as zinc is determined by a laser electron spectroscopy or the like, and a plating of zinc or the like is obtained.
  • SEM scanning electron microscope
  • TEM transmission electron microscope
  • the part where the strength of the film component is half of Nork is defined as the interface between the oxide layer and the bonding layer, the relationship between the sputtering time and the thickness is determined in advance, and the film thickness is calculated from the sputtering time.
  • the average thickness select 10 points at equal intervals from the same length (also 100 mm), measure the film thickness of the 10 points by laser electron spectroscopy, and use this average value.
  • the method for providing the solid lubricating film is not particularly limited. It is applied by contacting the steel sheet with a treatment liquid containing a film-forming component by dipping or spraying, and then drying by washing with water or anhydrous. Alternatively, a solid lubricating film may be applied by directly applying a treatment liquid having a film-forming component and drying or baking without washing with water. Alternatively, there may be a further washing step after the application. In addition, a film may be formed by performing an electrolytic treatment in a treatment solution containing a film-forming component using a zinc-coated steel sheet as a cathode or an anode.
  • the solid lubricating film applied in the fifth embodiment may be any of an inorganic, organic, or organic-inorganic composite.
  • Inorganic coatings include Si oxide coatings and phosphoric acid coatings 3141
  • Oxide films and the like can be mentioned. These films may contain Zn as a component of the zinc-based plating layer.
  • the Si oxide-based film include a silica sol-lithium silicate and a silicate film obtained by coating and drying water glass.
  • the phosphoric acid-based film immersion in an aqueous solution containing a predetermined amount of nitric acid or carbonate of phosphoric acid and zinc nitrate, hydrofluoric acid, nickel, or manganese, contacting with a steel plate by spraying or the like, followed by washing with water, or the aqueous solution And a film obtained by directly applying it to a steel sheet and drying it.
  • the chromate film is formed by applying a treatment solution containing additional components such as phosphoric acid, silica sol, and water-soluble resin to an aqueous solution mainly composed of chromic acid and drying it, or immersing the treatment solution and a plated steel sheet, spraying, or the like.
  • a film obtained by contact and subsequent washing with water can be mentioned.
  • the boric acid-based film include a film obtained by applying and drying an aqueous solution of sodium tetraborate.
  • the metal oxide film include a film composed of a composite of nickel metal and oxide and iron oxide, and a film composed of manganese oxide and phosphoric acid. These coatings are either immersed in an aqueous solution in which a metal component such as nickel, iron, or manganese is mixed with an oxidizing agent component such as nitric acid or permanganic acid, and then washed or washed with water. And electrolysis using the plating substrate as a cathode.
  • Examples of the organic film include a film containing an organic polymer having an OH group and / or a COOH group as a base resin, and containing a solid lubricant with respect to the base resin.
  • Examples of the organic polymer resin having a 0 H group and / or a C 00 H group as the base resin include, for example, an epoxy resin, a polyhydroxy polyether resin, an acrylic copolymer resin, an ethylene-acrylic acid copolymer resin, Alkyd resins, polybutadiene resins, phenol resins, polyurethane resins, polyamine resins, polyphenylene resins, and mixtures or addition polymers of two or more of these resins.
  • solid lubricants to be combined with the base resin include polyolefin wax, paraffin wax (for example, polyethylene wax, synthetic paraffin, natural paraffin, microphone wax, chlorinated carbon and ibis), and fluororesin fine particles (for example, Polyful Löch Styrene resin (polytetrafluoroethylene resin and the like), polyvinyl fluoride resin, polyvinylidene fluoride resin and the like.
  • paraffin wax for example, polyethylene wax, synthetic paraffin, natural paraffin, microphone wax, chlorinated carbon and ibis
  • fluororesin fine particles for example, Polyful Löch Styrene resin (polytetrafluoroethylene resin and the like), polyvinyl fluoride resin, polyvinylidene fluoride resin and the like.
  • fatty acid amide-based compounds eg, stearic acid amide, palmitic acid amide, methylene bis-stearamide, ethylene bis-stearamide, ethylene amide, alkylene bis-fatty acid amide, etc.
  • metal soaps for example, calcium stearate, lead stearate, lau, calcium calcium nitrate, calcium palmitate, etc.
  • metal sulfide molybdenum disulfide, tungsten disulfide
  • an alkali metal acid salt may be used.
  • polyethylene wax and fluororesin fine particles are particularly preferable.
  • the solid lubricating film may be an organic-inorganic composite film that further includes an inorganic component such as silica phosphate in addition to the organic lubricating film.
  • the solid lubricating film contains phosphoric acid and is further coated with an aqueous solution containing one or more of Fe, Al, Mn, Ni, and NH4. Particularly excellent press moldability is obtained in the case of the obtained phosphorus-based oxide film. This is because phosphoric acid not only forms an inorganic network film, but also contains strong components such as Fe, AI, ⁇ , Ni, and NH4 in the aqueous coating solution. This is because the reactivity is lower than that of phosphoric acid alone. This suppresses the formation of excessive crystalline components due to the reaction between the phosphoric acid component and zinc at the time of coating, and makes it possible to obtain a uniform thin film. As a result, the coating can uniformly cover the zinc plating layer, which is particularly effective in suppressing the adhesion between zinc and the mold.
  • the aqueous solution for forming the solid lubricating film further contains an organic component such as carboxylic acid, thereby improving not only the press formability but also the chemical treatment property applied as a coating base treatment. .
  • an organic component such as carboxylic acid
  • the presence of the solid lubricating film has an adverse effect on the coating process after press molding.
  • the chemical conversion treatment of the pre-coating treatment it is necessary that the zinc plating reacts with the chemical conversion solution, but the presence of the solid lubricating film hinders the reaction.
  • the aqueous solution used to form the solid film as described above may be an ordinary aqueous solution comprising orthophosphoric acid and various metal cations, an aqueous solution of primary phosphate, or a mixture of orthophosphoric acid and a metal salt such as sulfate. Any of water and liquids may be used.
  • a solid lubricating film is applied by immersion, spraying, or coating.
  • a treatment such as an activation treatment may be performed. Examples of the activation treatment include immersion in an alkaline aqueous solution and an acidic aqueous solution and spray treatment.
  • any method such as a coating method, a dipping method, and a spraying method can be adopted.
  • a coating method any method such as roll-on-one (three-roll method, two-roll method, etc.), squeeze-on-one, and a die coater may be used. It is also possible to adjust the coating amount, make the appearance uniform, and make the film thickness uniform by air knife method or roll drawing method after coating, dipping or spraying with squeezeco, etc.
  • heat drying is usually performed without washing with water. However, it may be washed after application for the purpose of removing water-soluble components of the film.
  • a dryer, a hot air oven, a high-frequency induction heating oven, an infrared oven, or the like can be used.
  • the heat treatment is desirably performed at a temperature of 50 to 200 ° C., preferably 50 to 140 ° C., at the ultimate plate temperature. If the heating temperature is lower than 50 ° C, a large amount of soluble components in the film remains, and stain-like defects are likely to occur. If the heating temperature exceeds 140 ° C, it is uneconomical.
  • the temperature of the film forming solution is not particularly limited, but is preferably from 20 to 70 ° C. If the temperature is lower than 20 ° C, the stability of the solution will be reduced. On the other hand, if the temperature exceeds 70 ° C, equipment and thermal energy are required to maintain the film forming solution at a high temperature, which increases the manufacturing cost. Is uneconomical
  • the second feature of Embodiment 5 is that the average roughness Ra of the zinc-plated steel sheet is 0.3 to 3 (11.
  • the average roughness Ra is less than 0.3 ⁇ , Insufficient oil retention between the steel plate and the mold makes it easy for the mold to seize during press working, especially when the zinc coating is soft
  • the average roughness Ra is large
  • the oil retaining property between the mold and the wide area is improved and the amount of oil introduced into the interface increases, the contact load concentrates on the large projections on the surface. Oil film rupture is likely to occur due to frictional heating of the oil, resulting in local galling and offsetting the effect of improved oil retention.
  • 3 ⁇ is set as the range in which the starting mold scoring does not occur.
  • a third feature of the fifth embodiment is that the peak count PPI satisfies ⁇ 50 XRa (/ m) +300 ⁇ PP K600.
  • the peak count PPI is the number of irregular peaks per inch as specified in the SAE91 1 standard.
  • the peak count PPI is represented by a value when the count level is ⁇ 0.635 m.
  • the peak count When the peak count is large, the contact state between the die and the zinc-plated steel plate during the press working is different from the case where the average roughness is simply increased. In other words, the larger the peak count, the larger the number of projections on the surface in contact with the mold for the same average pressure, and the smaller the amount of deformation of each projection. That is, since many protrusions come into contact with the mold, the load shared by the individual protrusions decreases. Therefore, since the frictional heat generated at the contact portion between the protrusion and the mold is dispersed as compared with the case where the protrusion is large, the temperature rise at each contact interface can be suppressed. An increase in the temperature of the contact portion causes microscopic rupture of the oil film existing at the interface, so that the friction coefficient increases, and a vicious cycle occurs in which the frictional heating of the contact portion increases.
  • the lower limit of the peak count PPI of the galvanized steel sheet is set based on the above-described concept.
  • the upper limit of the peak count PPI is set to 600, which indicates the upper limit of the peak count obtained in the practice of the present invention. This is expected to be sufficient, but the upper limit is set because there is no economic means to achieve it.
  • the fourth zinc-coated steel sheet according to the fifth embodiment is characterized in that the swell Ifllca is 0.8 m or less.
  • the swell Ifllca is 0.8 m or less.
  • the undulation Wca is closely related to the sharpness after painting.
  • the undulation Wca refers to the center line undulation specified in JIS B0610, and represents the average height of the unevenness with a high-frequency cutoff.
  • the plating film is mainly composed of the r-phase.
  • the coating In the case of a zinc-coated steel sheet whose coating is mainly composed of a phase, the coating itself is soft and has a lower melting point than the alloyed hot-dip galvanized steel sheet, so adhesion is likely to occur during press working. . Therefore, a large average roughness is required to be imparted to the surface, and a greater effect can be obtained as compared with the prior art.
  • the first method for manufacturing a zinc-plated steel sheet according to the fifth embodiment is to project fine solid particles onto the surface of a steel sheet that has been subjected to zinc plating on the surface of the steel sheet as a base material, thereby forming irregularities on the surface. After formation, it is preferable to apply a solid lubricating film or, after applying the solid lubricating film, project fine solid particles on the surface to form irregularities on the surface. Zinc first When solid particles are projected on the surface of a steel sheet to form irregularities on the surface, it is advisable to control the projection conditions, etc., so that the lubricating film forms a specified surface morphology.
  • molten zinc plating or electro-zinc plating is generally used, but a plated steel sheet mechanically provided with a zinc coating may be used. Further, the steel sheet may be subjected to temper rolling for adjusting the mechanical properties, or an unpressurized steel sheet may be used. Further, a steel sheet which has been subjected to a post-treatment such as a chromate treatment may be used.
  • the solid particles to be projected onto the surface of the zinc-coated steel sheet as described above are preferably steel balls or ceramic particles having a particle diameter of 300300 m, preferably about 25-100 Atm.
  • a pneumatic shot blast device that accelerates solid particles by compressed air or a mechanical accelerator that accelerates solid particles by centrifugal force may be used.
  • the solid particles need not be perfectly spherical, but may be shaped like a polyhedron.
  • spherical solid particles for projection, dimple-shaped concave portions can be formed on the surface.
  • irregularities having short pitches are formed, and the peak count can be increased.
  • the projection amount of the solid particles is desirably 0.1 to 40 kg / m 2 as the projection density at which the particles are projected over the entire surface of the zinc-coated steel sheet and the zinc film is not peeled off.
  • solid particles can be easily removed from the surface by blowing compressed air onto the steel plate having the surface having the irregularities as described above.
  • a second method for manufacturing a zinc-plated steel sheet according to the fifth embodiment includes projecting solid particles onto a steel sheet processed to a certain thickness by hot rolling or cold rolling in the same manner as described above. Then, after forming irregularities on the surface, zinc plating is performed.
  • the steel sheet used as the base metal is generally annealed or temper-rolled after rolling, but may not be annealed to increase the strength. Irregularities can be imparted to the surface of such a steel sheet by the same method as described above. However, when an unannealed material or a hard material is used as the steel sheet, the projection speed of solid particles is controlled according to the above conditions. By increasing Adjust the size of the irregularities.
  • any of the methods for adjusting the surface of a zinc-coated steel sheet disclosed as a conventional technique involves transferring the surface roughness by temper rolling.
  • the peak count PPI is set to 250 or more. It is actually difficult to do.
  • the pitch of the unevenness of the zinc plated plate disclosed in the example of JP-A 1-302816 is
  • the number of irregularities per inch is estimated to be about 230.
  • a conventional method for manufacturing a zinc-coated steel sheet when forming irregularities on the surface of a rolling roll, shot blasting or electric discharge machining mainly forms H ⁇ ⁇ ⁇ on the surface.
  • convex portions are transferred.
  • a portion irradiated with a laser or the like is melted to form a concave portion, and a convex portion is formed around the concave portion.
  • a concave portion having a convex portion as a center is formed around it, but its shape becomes a donut shape. Therefore, the form of the surface of the galvanized steel sheet formed by the temper rolling is different from the dimple shape described in the present invention.
  • a 0.8% elongation ratio was applied to the hot-dip galvanized steel sheet with a cold rolled steel sheet thickness of 0.8mm by temper rolling using a roll of rolls with an average roughness of 0.25 tm. Then, under the conditions of a projection distance of 280 mm, an average projection density of 7 kg / m 2 and a projection speed of 92 m / s, a high-speed Heiss particle with an average particle diameter of 10 to 250 mm is used for a predetermined time (0.5 to 5 seconds) by a mechanical projection device. ) Irradiation to obtain a dimple-like surface.
  • the surface morphology of the zinc-plated steel sheet having the solid lubricating film was measured with a contact roughness meter. Furthermore, the sliding characteristics were evaluated by measuring the coefficient of friction.
  • the shape of the bead is ⁇ 0 mm
  • the length in the sliding direction of the sample is 59 mm
  • the lower part of both ends in the sliding direction is a curved surface with a curvature of 4.5 mmR
  • the lower surface of the bead on which the sample is pressed is 10 strokes in the sliding direction. It has a 50mm flat surface.
  • Figure 72 shows the relationship between the PPI of the coating and the coefficient of friction (plot in the figure).
  • the average roughness Ra of these films was 0.5 to 3 m.
  • the figure shows J;
  • the rolling roll used for the preparation of the comparative material having no dimple shape in 1) above had a surface roughness imparted by electric discharge machining.
  • Electric discharge machining is known as a method of increasing the peak count of zinc-plated steel sheets, and has been used as a conventional technique in order to improve press formability and sharpness after painting.
  • rolling rolls were used in which the average roughness Ra was changed in the range ffl of 2.4 to 3.6 ⁇ by changing the machining conditions of electric discharge.
  • the average roughness Ra and peak count PPI of the zinc-plated steel sheet after temper rolling were measured with the elongation rate of temper rolling set to 1.0%.
  • the average roughness Ra of the steel sheet provided with roughness by a roll was 0.5 to 2 mm.
  • the comparative material of 2) above is a steel sheet having roughness imparted by a rolling roll and having an aluminum phosphate solid lubricating film applied by a roll coater.
  • the method for forming the solid lubricating film was the same as in the example.
  • the thickness of the solid film was about 0.1 to 0.5 mm. It can be seen from the figure that the sliding properties of the steel sheet obtained by the present invention are particularly excellent.
  • the surface is composed of dimple-shaped irregularities.
  • a 0.8% elongation rate is applied to the hot-dip galvanized steel sheet, which is a cold-rolled steel sheet with a thickness of 0.8 mm, by temper rolling using a roll of rolls with an average roughness of 0.25 tm. Thereafter, by a mechanical projecting apparatus, projection distance 280 mm, the average projection density 6k g / m 2, under the conditions of blasting speed 92m / s, the HSS particles having an average particle diameter of 65 m was irradiated predetermined time of 1 second, and the dimple-like surface did.
  • An ammonium phosphate aqueous solution (manufactured by Taihei Chemical Co., Ltd., solid content: 20%) and iron citrate (manufactured by Kanto Chemical) are mixed so that the molar ratio of phosphoric acid to iron becomes 1: 1.
  • An aqueous solution diluted with pure water to a solid content of 5% was applied by a roll coater, and dried at an ultimate plate temperature of 80 ° C to form a solid lubricating film.
  • the average thickness of the solid lubricating film was 0.3 m.
  • the mixture was mixed at a ratio of 5 and an aqueous solution of iron phosphate containing sulfate ions with a solid content of 20% was diluted with pure water until the solid content became 3%. It was dried at 80 ° C. to form a solid lubricating film.
  • the average thickness of the solid lubricating film was 0.1 tm.
  • Embodiment 6 is a method for manufacturing a press-formed product, comprising: a first step of preparing a member of a zinc-plated steel sheet having a dimple-shaped surface; and forming the member into a desired shape by press-forming. And a second step of processing into a press-formed product.
  • the zinc-plated steel sheet as in Embodiment 6 has high oil retention at the interface between the press die and the steel sheet and has little galling, so that the press formability is high and the sharpness after painting is good. For this reason, when this zinc-plated steel sheet or a member made of this steel sheet is press-formed, the quality of the steel sheet itself is utilized, good quality is maintained even after press forming, and the sharpness after painting is improved. high.
  • a method for processing a zinc-plated steel sheet according to the present invention in other words, a method for manufacturing a press-formed product will be specifically described.
  • the press-formed product includes a member for an automobile body and the like.
  • FIG. 73 is an operation flow of the method for manufacturing a press-formed product according to the present invention.
  • the manufacturing process of the steel sheet according to the present invention or the transport of the manufactured steel sheet to a destination, for example, in the form of a coil is usually a pre-process.
  • the steel sheet according to the present invention is used. Begin by preparing (S0, S1). Before the steel sheet is pressed, the steel sheet may be pre-processed (S 2) or may be cut to a predetermined size or shape by a cutting machine (S 3 ).
  • a cut or perforation is made at a predetermined position in the width direction of the steel sheet, and at the stage where the subsequent press working is completed or in the process of the press working, a press-formed product having a predetermined size and shape or a pressed product is pressed. It should be able to be separated as a processing member.
  • a steel sheet member having a predetermined size and shape is processed (accordingly, cut) in consideration of the dimensions and shape of the final press-formed product in advance. Thereafter, the members that have gone through the steps of S2 and S3 are subjected to press working, and finally a desired press-formed product having the desired size and shape is manufactured (S4).
  • This press working is usually performed in multiple stages, often in three to seven stages.
  • the step of S4 may include a step of further cutting the member having undergone the steps of S2 and S3 into a predetermined size and shape.
  • the operation of "cut J" At the very least, in the process of press working, it may be an operation to cut off unnecessary parts in the final press-formed product such as the end of the member that went through the steps of S 2 and S 3, and It may be the work of separating the member to be pressed along the cut or perforation in the width direction of the steel plate provided in the process.
  • N1 to N3 may be a work of transporting a steel plate, a member, or a press-formed product mechanically (often automated by a robot) or by an operator.
  • the press-formed product manufactured in this way is sent to the next process as needed.
  • the next steps include, for example, further processing the press-formed product to adjust its dimensions and shape, transporting the press-formed product to a predetermined location, storing it, and applying surface treatment to the press-formed product
  • FIG. 74 is a block diagram showing the relationship between the apparatus for actually performing the operation shown in FIG. 73 and the flow of steel plates, members, and press-formed products.
  • the steel sheet according to the present invention is prepared in a coil shape, and a press-formed product is manufactured by a press machine.
  • the press machine is of a type that performs a multi-stage press, but the present invention is not limited to this.
  • a cutting machine or other pretreatment machine may or may not be installed in front of the press machine.
  • a cutting machine When a cutting machine is installed, a member having a required size or shape is cut from a long steel sheet supplied from a coil according to the present invention, and the member is pressed by a press machine, and is subjected to a predetermined press. It becomes a molded product.
  • cutting may be performed along the notch or perforation in the press working machine. If a pre-treatment machine is not installed, cutting is performed in the process of pressing a steel plate by a press machine, and finally a press-formed product having a predetermined size and shape is manufactured.
  • the press-formed product manufactured in this manner uses the zinc-plated steel sheet according to the present invention as a raw material, good quality is maintained even after press forming, and the visibility after painting is high. Such characteristics are particularly useful when the press-formed product is an automobile member, particularly a body member.

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Description

明細書 亜鉛めつき鋼板およびその製造方法、 並びにプレス成形品の製造方法 技術分野
本発明は、 亜鉛めつき鋼板およびその製造方法、 並びにプレス成形品の製造 方法に関する。 背景技術
自動車、 家電、 建材向けの薄鋼板として、 防鑌性に優れた亜鉛めつき鋼板の 需要が増大している。 プレス加工に使用される亜鉛めつき鋼板は、 その表面の 微視的凹凸である表面粗さを適切に付与する必要がある。 鋼板表面の微視的な 凹凸は、 プレス金型との間における潤滑油の保油性を向上させ、 摺動抵抗を低 減させると共に、 型かじりの発生を防止する効果があるためである。
鋼板表面の微視的な凹凸の形態を表す指標としては、 通常、 J I SB0601 に規定 される平均粗さ Raが用いられており、 プレス成形に供せられる亜鉛めつき鋼板 については、 平均粗さ Raが一定値の範囲になるように調整することで、 プレス 成形における金型との間の保油性を確保するのが一般的である。
ただし、 その他の指標として、 最大高さ Rmax、 十点平均粗さ Rz などのパラ メータが用いられる場合もある。 また、 特開平 7— 1 3 6 7 0 1号公報には、 単位面積当たリの凹部体積の和を指標として定義し、 その値が所定の値よリも 大きい場合にプレス成形性が優れるものとされている。 いずれにしても、 亜鉛 めっき鋼板の表面には一定の微視的凹凸を付与しなければ、 プレス成形性を確 保することができない。
特に、 合金化溶融亜鉛めつき鋼板に比べて、 皮膜が主として 7相から構成さ れる亜鉛めつき鋼板の場合には、 皮膜自身が柔らかく、 かつ融点が低いことか ら、 プレス金型への凝着が発生しやすく、 プレス成形性が劣る場合があるため、 より高い保油性を確保する必要がある。 このような理由により、 プレス成形性 を確保するために必要な表面の凹凸の大きさ、 すなわち平均粗さ Raも、 合金化 溶融亜鉛めつき鋼板に比べて、 相対的に大きな値を要求される場合が多い。 一方、 自動車の外板用途等に使用される亜鉛めつき鋼板には、 プレス成形性 と共に塗装後の鮮映性が優れていることを要求される。 従って、 塗装後の鮮映 性のみを向上させるためには、 亜鉛めつき鋼板の表面をブライト面に仕上れば よいものの、 プレス成形性を向上させるために一定の表面粗さが必要とされる 点で相反する要求が生じる。
塗装後の鮮映性'と塗装前の鋼板における表面の微視的形態との関係に 0いて は、 例えば特公平 6— 7 5 7 2 8号公報に記載されている。 同公報によれば、 塗装膜自体が鋼板表面の微視的凹凸に対するローパス 'フィルタ一として作用す るため、.短周期の凹凸は塗膜によって埋められ、 塗装後の鮮映性に影響を与え ないものの、 波長数百 t m以上である長周期成分は塗装によっても隠蔽されず に、 鮮映性を悪化させるとされている。
この対策として、 塗装前の鋼板表面の微視的凹凸を示す指標であるろ波中心 線うねり Wca を一定値以下に調整することで、 塗装後の鮮映性を向上させるこ とができる。 ろ波中心線うねり Wcaとは、 」I SB0610に規定されているパラメ一 夕であり、 高域カツ卜オフを施した表面凹凸の平均高さを代表するものである。 一方、 ろ波中心線うねり Wca の他にも、 塗装後の鮮映性に影響を与える指標 として、 ピークカウン卜 PP Iがある。 ピークカウン卜 PP I とは、 SAE91 1規格で 規定されるように、 1 インチあたりの凸凹のピーク数である。 ピークカウン卜 が大きいということは、,表面の微視的凹凸の中で、 短周期の凹凸が多いことを 意味し、 同一の平均粗さ Raで比較した場合に、 相対的に長周期の波長成分が軽 減されていることを示している。 すなわち、 平均粗さ Raが同一であれば、 ピー クカウン卜 PP Iが大きいほど、 塗装後鮮映性に優れていると考えられる。
以上のように、 プレス成形用途の亜鉛めつき鋼板に対しては、 一定の微視的 凹凸である表面粗さを付与することが必要であると共に、 塗装後の鮮映性が要 求される場合には、 その長波長成分を低減させる必要がある。 特に、 合金化過 程において表面に微視的な凹凸が形成される合金化溶融亜鉛めつき鋼板と異な リ、 皮膜が主として 7?相から構成される亜鉛めつき鋼板では、 めっき後の表面 が平滑であるため、 何らかの方法により表面粗さを付与する必要性が高い。 ところで、 プレス成形に使用される亜鉛めつき鋼板の表面に微視的な凹凸を 付与する手段としては、 調質圧延が用いられている。 調質圧延は、 表面に予め 微視的な凹凸を付与した圧延ロールを用いて、 鐧板に 0. 5〜2. 0 %程度の塑性伸 びを付与しながら、 ロールバイ卜において生じる圧力によって、 鋼板表面に圧 延ロール表面の凹凸を転写させる手段である。 従って、 亜鉛めつき鋼板の表面 に形成される微視的凹凸の形態は、 圧延ロールの表面付与される凹凸の形態に 依存するものである。
調質圧延ロールの表面に微視的な凹凸を付与する方法としては、 ショッ卜ブ ラス卜加工、 放電加工、 レーザー加工、 電子ビーム加工等の各種の加工方法が 用いられる。 '例えば、 特開平 7 _ 1 3 6 7 0 1号公報ゃ特公平 6 - 7 5 7 2 8 号公報にはレーザ一ダル加工を施した調質圧延ロールを用いる手段が開示され ており、 特開平 1 1 — 3 0 2 8 1 6号公報には電子ビーム加工によって、 表面 を加工した調質圧延ロールを用いることが示されている。
さらに、 鋼板表面のピークカウン卜 PP I を上昇させる方法として、 Pre tex法 と呼ばれる調質圧延ロールの加工方法が、 Z i mn i k らによって公表されている ( S tah l und E i sen, Vo l . 1 18, No. 3, p. 75-80, 1 998)。 これは、 硬質の金属クロ 厶を電解析出することで、 圧延ロールの表面に微視的な凹凸を付与する方法で あって、 ショットブラス卜加工による圧延ロール表面の加工方法に比べて、 短 ピッチで緻密な凹凸を付与できるのが特徴であるとされている。
同文献によれば、 ショッ卜ブラス卜加工による圧延ロールを使用した場合に 付与できる鋼板表面のピークカウン卜 PP I は 120程度であるが、 Pretex法を使 用した場合には、 ピークカウン卜 PP I を 230程度まで上昇させることができる とされている。 なお、 本引用文献におけるピークカウン卜 PP I のカウントレべ ルは ± 0. 5 m とされている (これに対し、 本明細書においてピークカウン卜 PP Iを示すときのカウン卜レベルは ±0. 635 である)。 しかしながら、 プレス成形に供される亜鉛めつき鋼板の表面に一定の表面粗 さを付与する手段として用いられている調質圧延による従来技術には次のよう な問題点がある。
第一に、 調質圧延によって圧延ロールの微視的な凹凸が、 亜鉛めつき鋼板の 表面に転写される割合には一定の制限が生じ、 いかに圧延ロール表面に緻密な 凹凸を付与しても、 それらがすべて鋼板に転写されることにはならず、 亜鉛め つき鋼板表面に形成されるピークカウン卜 PP I を大きくすることができないと いう問題点である。
調質圧延は、 ロールバイ卜において生じる圧力によって鋼板に一定の塑性伸 びを与えながら、 圧延ロール表面の微視的凹凸を転写させる作用が生じるもの であるが、 調質圧延の主たる機能は焼鈍後の鋼板についての機械的性質を調整 することであって、 この目的を達成するために付与できる伸長率の最大値には 一定の制限が生じる。 従って、 圧延ロール表面の微視的凹凸をほぼ完全に鋼板 表面に転写させるためには、 ロールバイ卜で発生する圧力を非常に高くすれば よいものの、 その場合には鋼板バルク変形が過大になって、 その機械的性質が 悪化することになる。
例えば、 鋼板の機械的性質を調整する目的から、 調質圧延において付与でき る伸長率が 0. 5〜2. 0%の範囲とされる場合に、 鋼板表面の平均粗さ Raを 1 . 0〜 1 . 5 m とするためには、 圧延ロール表面の平均粗さ Raを 2. 5〜3. 5 t m程度に する必要がある。 この場合、 圧延ロール表面のピークカウン卜 PP I を大きくす るために、 放電ダル加工や電子ビーム加工などの手段を用いて圧延ロール表面 を加工したとしても、 付与できる圧延ロール表面のピークカウン卜 PP I は 300 程度が限界である。 このとき調質圧延によるピークカウント PP I の転写割合は 約 60〜70 %であるため、 鋼板表面に転写される微視的凹凸のピークカウン卜 PP Iとしては 200程度とならざるを得ない。
例えば、 前記の特開平 1 1 — 3 0 2 8 1 6号公報には、 圧延ロール表面に電 子ビーム加工を行う技術が開示されているが、 同公報の実施例の記載からは亜 鉛めつき鋼板の凹凸のピッチが 0. 1 1國程度であると記載されており、 1インチ あたりの凹凸の数は 230程度であると推測できる。 また、 前記の Pre tex法によ る場合であっても、 鋼板表面のピークカウン卜 PP I は 230程度であって、 現在 の技術では、 それ以上に緻密な短波長の凹凸を鋼板表面に付与することはでき ない。
特に皮膜が主として rj相から構成される亜鉛めつき鋼板は、 合金化溶融亜鉛 めっき鋼板に比べて、 平均粗さ Raを大きくする場合が多いため、 圧延ロール表 面に付与すべき平均粗さもそれに伴って大きくする必要がある。 ところが、 前 述した各種のロール表面加工方法によっては、 いずれも圧延ロール表面の平均 粗さを大きくする場合には、 ピークカウン卜 PP I が低下するため、 平均粗さ Ra とピークカウン卜 PP Iの両者を大きくすることが困難となる。
このような亜鉛めつき鋼板をプレス成形に用いる場合には、 プレス金型との 間の保油性が十分ではなく、 その摺動抵抗が大きくなつて、 パンチ面における 鋼板の破断あるいは金型ビード部近傍での鋼板の破断が生じやすいという問題 が生じる。
第二の問題点は、 調質圧延におけるロールバイトでは、 圧延ロールと鋼板と の間の接触圧力が非常に大きいため、 圧延ロール表面の微視的凹凸 (表面粗さ ) が摩耗によって経時的に変化し、 鋼板表面に転写される微視的凹凸の形態を 一定に保つことが困難となることである。
例えば、 表面の平均粗さ Ra として 3. 5 mの圧延ロールを使用する場合、 圧 延長 6km程度の調質圧延によって、 圧延ロール表面の平均粗さ Raは 3. 0 m程 度まで低下する。 これに伴って亜鉛めつき鋼板表面の平均粗さ Raも i. 5 mか ら 1 . 3 μ ηι程度に低下する。 このような圧延ロール表面の摩耗の影響は、 圧延長 が増加するに従って顕著になり、 製品ごとに表面の微視的凹凸の形態が変化す ることで、 プレス成形性に違いが生じ、 品質が一定しないという問題が生じる。 よって、 鋼板のプレス成形性を安定させようとする場合には、 圧延ロール表 面の摩耗があまり進行しないうちに、 圧延ロールを組替えながら製造する必要 が生じて、 圧延ロールの頻繁な組替えによって生産能率の低下をもたらす。 また、 皮膜が主として 77相から構成される亜鉛めつき鋼板の場合には、 先に 述べたように合金化溶融亜鉛めつきに比べてより大きな Raが要求される場合が 多いため、 圧延ロール表面の平均粗さ Raも大きいものを使用する必要があり、 圧延ロール表面の摩耗による経時変化の影響が顕著となる。 さらに、 摩耗だけ ではなく、 圧延ロール表面の微視的凹凸のうち、 凹部の部分に鋼板から剥離し た亜鉛粉が凝着して、,いわゆる目詰りによつてみかけの口ール表面粗さが低下 することによつても、 製造される亜鉛めつき鋼板表面の微視的凹凸の形態に経 時的な変化が生じてしまう。
第三の問題点は、 従来技術による亜鉛めつき鋼板の製造方法では、 対象とす る亜鉛めつき鋼板の鋼種等が変化して、 母材の硬さが異なる場合に、 同一レべ ルの表面粗さを得ることが困難になることである。
この問題点について、 図 3 6を用いて説明する。 これは、 圧延ロール表面を 放電加工によって平均粗さ Raを 3. 0 imに調整したものによって、 亜鉛めつき 鋼板の調質圧延を行った結果を示すものである。
母材がハイテンである硬質材と、 軟質な極低炭素鋼 (軟質材) について、 表 面に溶融亜鉛めつきを施した後に、 付与する伸長率を段階的に変更しながら調 質圧延を実施して、 それぞれの亜鉛めつき鋼板表面の平均粗さを測定した。 図 からは、 調質圧延によって付与される亜鉛めつき鋼板表面の平均粗さは、 軟質 材の場合に比べて硬質材の方が大きな値になっていることが分かる。 これは、 一定の伸長率を得るために発生する圧延ロールと鋼板との接触面圧が、 車欠質材 よりも硬質材において高くなり、 接触面圧が高いほど亜鉛めつき皮膜層の変形 が生じやすくなつて、 圧延ロール表面の微視的凹凸が転写しやすくなるためで ある。
ところで、 軟質材および硬質材共に、 鋼板のプレス成形性を確保する観点か ら表面の平均粗さ Raを 1 . 0~ 1 . 2 mとし、 その機械的性質を調整するために調 質圧延の伸長率を 0· 8〜1 · 0 %の範囲に収めなければならない場合がある。 この とき、 図 3 6に示す結果からは、 軟質材については、 そのような要求を満たす 亜鉛めつき鋼板を製造することができるが、 硬質材に対しては、 同一の圧延 ロールを使用しても所期の目的を達成することができない。 そこで、 硬質材の調質圧延を行う場合には、 圧延ロール表面の平均粗さ Raを 前記 3. O ^ mよりも小さくする必要があり、 圧延ロールを組替えなければ所期の 目的を達成することができない。 すなわち、 同一の圧延ロールを用いて、 材質 上制限される伸長率の範囲内において、 異なる鋼種を母材とする亜鉛めつき鋼 板に同一の表面粗さを付与することができない。
発明の開示
本発明は、 プレス成形性に優れた亜鉛めつき鋼板およびその製造方法を提供 することを目的とする。
上記目的を達成するために、 本発明は、 亜鉛めつき鋼板の表面に固体粒子を 投射して、 該鋼板の表面形態を調整する工程を有する亜鉛めつき鋼板の製造方 法を提供する。
前記表面形態は、 鐧板表面の平均粗さ Ra、 鋼板表面のピークカウン卜 PPし 鋼板表面のろ波中心線うねり Wca からなる群から選択された少なくとも一つで あるのが好ましい。
鋼板表面の平均粗さ Ra、 鋼板表面のピークカウン卜 PP I、 鋼板表面のろ波中 心線うねり Wcaは、 下記に記載の範囲に調整するのが好ましい。
(a) 鋼板表面の平均粗さ Ra : 0. 3〜3 At m
(b) 鋼板表面のピークカウン卜 PP I : 250以上
(c) 鋼板表面のろ波中心線うねり Wca : 0. 8 i m以下
亜鉛めつき鋼板の表面に投射される固体粒子は、 10〜300 m の平均粒子径を 有するのが好ましい。 該固体粒子は、 金属系材料であるのが好ましい。 該固体 粒子は、 ほぼ球形の形状を有するのが好ましい。
前記表面形態を調整する工程は、 亜鉛めつき鋼板の表面に 30~300m/secの 投射速度で固体粒子を投射して、 該鋼板の表面形態を調整するのが好ましい。 亜鉛めつき鋼板の表面に 0. 2〜40kg/m2の投射密度で固体粒子を投射して、 該鋼 板の表面形態を調整するのが好ましい。 また、 該表面形態を調整する工程に先 立って、 亜鉛めつき鋼板の中心線うねり Wcaを 0. 7 j m以下に調整する調質圧 延工程を有してもよい。
表面形態の調整は、 遠心式投射装置を使用して行われるのが望ましい。 ロー 夕一回転中心から金属鋼帯までの距離が 700mm以下であるのが望ましい。 亜鉛 めっき鋼板の表面に投射される固体粒子は、 30〜300 t m の平均粒子径を有する のが望ましい。
前記固体粒子は、 平均粒子径を dとするとき、 固体粒子の全重量に対して、 粒子径 が 0.5d〜 2 dの固体粒子の重量の比率が 85%以上であるのが好ましい。 また、 該 固体粒子は、 2 g/cm3以上の密度を有するのが好ましい。
更に、 本発明はディンプル状形態の表面を有する亜鉛めつき鋼板を提供する。 ディンプル状とは、 表面の凹みの形状が、 主として曲面から構成され、 例え ば球状の物体が表面に衝突して形成されるクレー夕状の凹みが多数形成されて いる形態である。 ディンプル状の凹みが多数形成されていることによって、 そ の凹み部分がプレス加工における油のポケッ卜の役割を果たし、 金型と鐧板の 間の保油性を向上させることができる。
該表面は、 0.3〜3 μιηの平均粗さ Raを有するのが好ましい。 平均粗さ Raとは、
JIS B 0601に規定される中心線平均粗さである。
該表面が下記の式で表されるピークカウン卜 PPIを有するのが好ましい。
-50XRa ( im) +300 < PPI < 600
ピークカウン卜 PPIとは、 SAE911規格で規定されるように、 1インチあたりの凸凹 のピーク数である。 なお、 上記ピークカウント PPIは、 カウン卜レベルが ±0.635 mにおける値で表される。
該表面が少なくとも 250のピークカウン卜 PPIを有するのが好ましい。
該表面が O.^m以下であるろ波中心線うねり Wcaを有する。 ろ波中心線うねり IWca とは、 JIS B 0610に規定される中心線うねりを指し、 高域カットオフを施した凸凹 の平均高さを代表する。
該亜鉛めつき鋼板が実質的に 77相からなるめっき皮膜を有するのが好まし t、。 該亜鉛めつき鋼板が、 負荷面積比 80%に対応する深さレベルにおいて 3. IxlO2個 /mm2以上の窪み個数密度を有するのが好ましい。
該亜鉛めつき鋼板の表面が、 中核部流体保持指標 Sci が 1.2以上である表面 テクスチャーを有するのが好ましい。
該亜鉛めつき鋼板は、 さらに、 亜鉛めつき鋼板の表面に平均厚みが 0.001〜2 mの固形潤滑被膜を有し、 前記固形潤滑被膜が無機系固形潤滑被膜、 有機系 固形潤滑被膜と有機無機複合系固形潤滑被膜からなるグループから選択された 一つであるのが好ましい。 前記固形潤滑被膜が、 リン酸と、 F e、 Aし Mn、 N iと NH4+からなるグ ループから選択された少なくとも 1種の力チ才ン成分を含有する水溶液を塗布乾燥 して得られるリン系酸化物皮膜であるのが好ましい。
上記の固形潤滑被膜は、 以下のものがより好ましい。
(1 ) 前記固形潤滑被膜が、 P成分及び N成分、 Fe、 Aし 1^ 11と^^ 1からな るグループから選択された少なくとも 1 種を含有し、 前記固形潤滑被膜が、 0.2- 6である、 P成分量 (a) と、 N成分、 Fe、 A l、 1^1|1と[\1 1の合計量 (13) と のモル比 (b) / (a) を有する。 , ただし、 P成分量は P205換算量、 N成分量 はアンモニゥ厶換算量である。
(2) また、 前記固形潤滑被膜が、 固形潤滑被膜成分として P成分と N成分とを、 窒素化合物、 りん系化合物と窒素 ·りん系化合物からなるグループから選択された 一つの形態で含有する。
( 3 ) 前記固形潤滑被膜が、 固形潤滑被膜成分として少なくとも F eを含有する。 前記の固形潤滑被膜を有する亜鉛めつき鐧板は、 力チ才ン成分 (α) とリン 酸成分 (^) とを含有する水溶液を亜鉛系めつき鋼板のめっき層表面に塗布し、 引き続き水洗することなく乾燥して皮膜を形成する、 ことによつて製造される。 前記力チ才ン成分 (α) は、 実質的に Mg、 A I、 Ca、 丁 に、 F e、 C o、 N i、 C u、 Mo, N H4 +の群から選択された少なくとも 1種の金属イオン又 は力チ才ンからなる。 前記水溶液は、 0. 2〜6である力チ才ン成分 (α) の 合計とリン酸成分 (iS) のモル濃度比 (α) / (β) を有する。 但し、 リン酸 は ρ2ο5換算モル濃度である。
更に、 本発明は、 ディンプル状形態の表面を有する亜鉛めつき鋼板の部材を用 意する第 1の工程と、 前記部材にプレス成形を施して所望の形状のプレス成形 品に加工する第 2の工程とを有するプレス成形品の製造方法。 図面の簡単な説明
図 1は、 実施の形態〗の第 1の例を実施するための設備の概要を示す図で ある。
図 2は、 図 Ίに示した設備において使用される空気式投射装置の概要を表 す図である。
図 3は、 実施の形態 1の第 2の例である亜鉛めつき鋼板の製造方法を実施 するための設備の概要を示す図である。
図 4は、 遠心式投射装置を模式的に示した図である。 , 図 5は、 実施の形態 1の第 3の例である亜鉛めつき鋼板の製造方法を実施 するための設備の例を示す図である。
図 6は、 実施の形態 1に係わる第 1の実施例による亜鉛めつき鋼板表面の 平均粗さ Ra、 ピークカウン卜 PP Iの調整範囲を示す図である。
図 7は、 実施の形態〗に係わる第 1の実施例の比較例による亜鉛めつき鋼 板表面の平均粗さ Ra、 ピークカウン卜 PP Iの調整範囲を示す図である。
図 8は、 実施の形態〗に係わる第 1の実施例による亜鉛めつき鋼板表面の 光学顕微鏡写真を示す図である。
図 9は、 実施の形態 1に係わる第 1の実施例の比較例による亜鉛めつき鋼 板表面の光学顕微鏡写真を示す図である。
図 1 0は、 実施の形態 1 に係わる第 2の実施例において、 亜鉛めつき鋼板 表面の平均粗さ Raと摺動試験によって得られた高速高面圧条件における摩擦係 数との関係を示す図である。
図 1 1は、 実施の形態〗 に係わる第 2の実施例において、 亜鉛めつき鋼板 表面の平均粗さ Raと摺動試験によって得られた低速低面圧条件における摩擦係 数との関係を示す図である。
図 1 2は、 実施の形態 1 に係わる第 2の実施例において、 亜鉛めつき鋼板 表面の平均粗さ Raと摺動試験によって得られた高速高面圧条件における亜鉛め つき鋼板のピークカウン卜 PP Iと摩擦係数との関係を示す図である。
図 1 3は、 実施の形態 1 に係わる第 2の実施例において、 亜鉛めつき鋼板 表面の平均粗さ Raと摺動試験によって得られた低速低面圧条件における亜鉛め つき鋼板めピークカウン卜 PP I と摩擦係数との関係を示す図である。
國1 4は、 実施の形態 1 に係わる第 3の実施例およびその比較例における 亜鉛めつき鋼板の円筒深絞り成形試験における最大荷重を示した図である。
図 1 5は、 実施の形態〗 に係わる第 3の実施例およびその比較例における 亜鉛めつき鋼板の球頭張出し成形試験における板厚減少率を示した図である。
図 1 6は、 実施の形態 1に係わる第 4の実施例での、 亜鉛めつき鋼板の各 製造工程におけるうねり Wcaを示した図である。
図 1 7は、 実施の形態 1に係わる第 4の実施例およびその比較例における 亜鉛めつき鋼板の平均粗さ Raとうねリ Wcaとの関係を示した図である。
図 ί 8は、 実施の形態 1に係わる第 4の実施例およびその比較例における 亜鉛めつき鋼板のうねり Wcaと NS I C値との関係を示した図である。
図 1 9は、 実施の形態 1 に係わる第 4の実施例における亜鉛めつき鋼板の うねり W/caと投射密度との関係を示した図である。
図 2 0は、 実施の形態 1 に係わる第 5の実施例における亜鉛めつき鋼板の 平均粗さ Raと投射密度との闋係の 1例を示した図である。
図 2 1は、 実施の形態 1 に係わる第 5の実施例における亜鉛めつき鋼板の 平均粗さ Raと投射密度との関係の他の例を示した図である。
図 2 2は、 実施の形態〗に係わる第 5の実施例における亜鉛めつき鋼板の ピークカウント PP Iと投射密度との関係の 1例を示した図である。
図 2 3は、 実施の形態 1に係わる第 5の実施例における亜鉛めつき鋼板の ピークカウント PP I と投射密度との関係の他の例を示した図である。
図 2 4は、 実施の形態 1に係わる第 5の実施例における亜鉛めつき鋼板の 平均粗さ Raと平均粒子径との関係を示した図である。
図 2 5は、 実施の形態 1 に係わる第 5の実施例における亜鉛めつき鋼板の ピークカウン卜 PP Iと平均粒子径との関係を示した図である。
図 2 6は、 実施の形態 1 に係わる第 5の実施例における亜鉛めつき鋼板の 平均粗さ Raと圧縮空気の圧力との関係を示した図である。 図 2 7は、 実施の形態 1に係わる第 5の実施例における亜鉛めつき鋼板の ピークカウン卜 PP I と圧縮空気の圧力との関係を示した図である。
図 2 8は、 実施の形態 1に係わる第 6の実施例における亜鉛めつき鋼板の 平均粗さ Raと投射密度との関係を示した図である。
図 2 9は、 実施の形態 1に係わる第 6の実施例における亜鉛めつき鋼板の ピークカウン卜 PP I と投射密度との関係を示した図である。
図 3 0は、 実施の形態 1に係わる第 6の実施例における亜鉛めつき鋼板の 平均粗さ Raとピークカウン卜 PP Iとの関係の第 1の例を示した図である。
図 3 1は、 実施の形態 1に係わる第 6の実施例における亜鉛めつき鋼板の 平均粗さ Raとピークカウン卜 PP Iとの関係の第 2の例を示した図である。
図 3 2は、 実施の形態 1に係わる第 6の実施例における亜鉛めつき鋼板の 平均粗さ Raとピークカウン卜 PP Iとの関係の第 3の例を示した図である。
図 3 3は、 実施の形態 1に係わる第 6の実施例における亜鉛めつき鋼板の 平均粗さ Raと投射速度との関係を示した図である。
図 3 4は、 実施の形態 1に係わる第 6の実施例における亜鉛めつき鋼板の ピークカウン卜 PP I と投射速度との関係を示した図である。
図 3 5は、 実施の形態〗に係わる第 7の実施例における鋼板の表面写真を 示した図である。
図 3 6は、 従来技術である、 調質圧延による表面形態調整方法の特徴を説 明する図である。
図 3 7は、 実施の形態 2の 1例である亜鉛めつき鋼板の製造方法を実施するた めの設備の例の概要を示す図である。
図 3 8は、 実施の形態 2に係わる遠心式投射装置を模式的に示した図である。 図 3 9は、 実施の形態 2の他の例である亜鉛めつき鋼板の製造法を実施するた めの設備の例の概要を示す図である。
図 4 0は、 実施の形態 2に係わる、 投射距離を 250~1000隨の範囲で変更した 場合の平均粗さ Raおよびピークカウン卜 PP Iの板幅方向の分布を示す図である。
図 4 1は、 実施の形態 2に係わる、 投射距離を 250~1000mmの範囲で変更した 場合の有効投射幅をプロッ卜した図である。
図 4 2は、 実施の形態 2に係わる、 有効投射幅内での平均粗さ Ra、 ピークカウ ン卜 PP Iと投射密度との関係を示した図である。
図 4 3は、 実施の形態 2に係わる、 平均粒子径と平均粗さ Ra、 ピークカウン卜 PP Iとの関係を示した図である。
図 4 4は、 実施の形態 2に係わる、 投射速度の、 平均粗さ Raとピークカウン卜 PP Iへの影響を示した図である。
図 4 5は、 実施の形態 2に係わる、 亜鉛めつき鋼板のピークカウン卜と摺動試 験の摩擦係数との関係を示した図である。
図 4 6は、 実施の形態 2に係わる、 各製造段階における鋼板の中心線うねり Wcaを調べた結果を示す図である。
図 4 7は、 実施の形態 2に係わる、 実施例と比較例における Wcaと NS I Cを示す 図である。
図 4 8は、 実施の形態 2に係わる、 本実施例と比較例による亜鉛めつき鋼板の 表面写真を示す図である。
図 4 9は、 実施の形態 2に係わる実施例 "Iにおいて、 遠心式投射装置に使用し た固体粒子の粒径分布を示す図である。
図 5 0は、 実施の形態 2に係わる実施例 4において、 遠心式投射装置に使用し た固体粒子の粒径分布を示す図である。
図 5 1は、 実施の形態 3に係わる実施例である第 1の亜鉛めつき鋼板の表面写 真である。
図 5 2は、 実施の形態 3に係わる実施例である第 2の亜鉛めつき鋼板の表面写 真である。
図 5 3は、 実施の形態 3に係わる実施例と比較例におけるピークカウン卜値と 摩擦係数の関係を示す図である。
図 5 4は、 実施の形態 3に係わる実施例と比較例における表面の平均粗さ、 ピークカウント値と摩擦係数の良否の関係を示す図である。
図 5 5は、 実施の形態 3に係わる塗装後の鮮映性とうねりとの関係を示す図で ある。
図 5 6は、 実施の形態 3に係わる亜鉛めつき鋼板のプレス加工時の接触状態を 表す第 1の模式図である。
図 5 7は、 実施の形態 3に係わる亜鉛めつき鋼板のプレス加工時の接触状態を 表す第 2の模式図である。
図 5 8は、 従来技術によって表面粗さを付与された亜鉛めつき鋼板の表面写真 である。
図 5 9は、 従来技術によって表面粗さを付与された亜鉛めつき鋼板のプレス加 ェ時の接触状 を表す模式図である。
図 6 0は、 実施の形態 4に係わる亜鉛めつき鋼板表面の三次元形状を示す図で ある。
図 6 1は、 実施の形態 4に係わる比較材に用いた、 放電加工した圧延ロールで 調質圧延した亜鉛めつき鋼板表面の三次元形状を示す図である。
図 6 2は、 摩擦係数測定装置の概略正面図である。
図 6 3は、 A条件 (高速高面圧条件) で摩擦係数を測定する場合に使用する ビードの形状 ·寸法を示す図である。
図 6 4は、 B条件 (低速低面圧条件) で摩擦係数を測定する場合に使用する ビードの形状■寸法を示す図である。
図 6 5は、 実施の形態 4に係わる発明品および比較材の 80%負荷レベルでの 窪み密度と B条件での摩擦係数の関係を示す図である。
図 6 6は、 実施の形態 4に係わる発明品および比較材の PPIと B条件での摩擦 · 係数の関係を示す図である。
図 6 7は、 実施の形態 4に係わる発明品および比較材の 80%負荷レベルでの 窪み密度と A条件での摩擦係数の関係を示す図である。
図 6 8は、 実施の形態 4に係わる発明品および比較材の PP I と A条件での摩擦 係数の関係を示す図である。
図 6 9は、 実施の形態 4に係わる発明品の B条件での摩擦係数と中核部の流体 保持指標 Sc iの関係を示す。 図 7 0は、 実施の形態 4に係わる発明品ならびに比較材の B条件での摩擦係数 を窪み密度と Sc iで整理した結果を示す図である。
図 7 1は、 実施の形態 4に係わる発明品で得られた亜鉛めつき鋼板の算術平均 うねり !《aと塗装後の鮮映性の関係を示す図である。
図 7 2は、 実施の形態 5に係わる実施例と比較例におけるピークカウン卜値と 摩擦係数の関係を示す図である。
図 7 3は、 実施の形態 6に係わるプレス成形品の製造方法の作業フローを 示す図である。
図 7 4 ( a ) と図 7 4 ( b ) は、 図 7 3に示した作業を実際に行う装置と 鋼板、 部材、 プレス成形品の流れとの関係を示すブロック図である。
発明を実施するための形態
実施の形態 1
実施の形態 1 は、 調質圧延法によって得られる亜鉛めつき鋼板よりも、 表面 の微視的凹凸を緻密に形成することで、 プレス成形に適する亜鉛めつき鋼板の 製造方法を提供するものである。 特に、 比較的大きな平均粗さ Raを表面に付与 しながら、 高いピークカウン卜の達成および長周期の凹凸であるうねりの低減 を実現して、 塗装後の鮮映性にも優れた亜鉛めつき鋼板の製造方法を提供する ことを目的とする。 さらに、 本発明は調質圧延法において問題となる頻繁な ロール組替えを低減させ、 生産能率を向上させると共に、 表面粗さの調整範囲 を拡大することが可能な新たな表面付与方法を提供することを目的とする。 実施の形態 1 — 1は、 亜鉛めつき鋼板の表面に固体粒子を投射して、 当該鋼 板の表面形態を調整する工程を有してなることを特徴とするプレス成形性に優 れた亜鉛めつき鋼板の製造方法である。
実施の形態 1 - 1において亜鉛めつき鋼板の表面に投射された個々の固体粒 子は、 鋼板表面の亜鉛めつき皮膜に衝突することで、 皮膜表面に圧痕を形成さ せる。 多数の固体粒子を亜鉛めつき鋼板に衝突させることで、 その表面に多数 の凹凸が形成され、 一定の微視的凹凸の形態が付与されることになる。 この凹 凸の深さや大きさ、 隣接する凹凸のピッチなどは、 固体粒子のもつ運動エネル ギーゃ粒子径、 単位面積当たりの投射量、 亜鉛めつき皮膜の硬度に応じて決定 される。 従って、 これらの因子を制御して、 表面形態を調整することが可能で ある。
固体粒子を亜鉛めつき鋼板に投射することで形成される微視的凹凸の形態的 な特徴は、 亜鉛めつき鋼板の表面に主として凹部状の圧痕が形成される点であ つて、 このような表面形態がプレス成形時の金型との間の保油性を向上させる 効果がある。
これに対して、 従来技術である調質圧延法では、 亜鉛めつき鋼板表面に凹部 状の形態を付与するためには、 圧延ロールの表面に微視的な凸部を主体とする 表面形態を付与する必要がある。 しかし、 圧延ロール表面に微視的な凸部を緻 密に加工することは、 一般に困難であって、 圧延ロール表面のショットブラス 卜加工、 放電加工、 レーザー加工、 電子ビ一厶加工も、 原理的には圧延ロール の表面に主として凹部形状を付与せざるを得ない。
従って、 実施の形態 1 — 1によって得られる亜鉛めつき鋼板は、 表面の微視 的凹凸の形態を代表するパラメータである平均粗さ Ra、 ピークカウン卜 PP I と いった指標を用いる場合に、 たとえそれらの値が、 従来技術による亜鉛めつき 鋼板と同一であったとしても、 より優れたプレス成形性を発揮することになる。 その点で、 従来技術である調質圧延による亜鉛めつき鋼板の表面調整方法とは、 本質的に異なる手段であるとすることができ、 「表面形態」 という語も、 亜鉛め つき鋼板表面の平均粗さ Ra、 鋼板表面のピークカウン卜 PPし 鋼板表面のろ波 中心線うねり Wca、 凹み部の個々の形状、 深さ、 隣り合う凹部の間隔等を含む 広い概念として用いる。
ところで、 実施の形態 1一 1 においては、 固体粒子の投射条件を変更するこ とによって、 亜鉛めつき鋼板の表面に形成される表面形態を制御することが可 能である。 例えば、 固体粒子の材質、 平均粒子径、 粒子径分布、 個々の粒子の 形状、 密度、 あるいは固体粒子の投射速度、 投射密度 (単位面積当たりに投射 する固体粒子の重量) を変更することで、 亜鉛めつき鋼板表面に形成する微視 的凹凸の形態を変えることができる。 すなわち、 亜鉛めつき鋼板の仕様や用途 に応じて最適な表面形態に調整することが容易である。 また、 従来技術におけ る調質圧延ロールの表面の摩耗による表面形態の経時変化という問題も生じな いため、 製造チャンスに依存せず、 一定の表面形態が安定して得られるという 特徴がある。
一方、 固体粒子の衝突によって形成される圧痕は、 亜鉛めつき皮膜層の近傍 に限定されるため、 母材鋼種の硬さによって大きな影響を受けないという特徴 がある。 従って、 皮膜表面に形成される凹部の大きさは、 主として皮膜硬度に 依存し、 母材鋼種にあまり依存しない。 そのため、 調質圧延によって圧延ロー ルの表面粗さを転写させる従来技術において問題となった、 「同一の圧延ロール を用いて、 材質上制限される伸長率の範囲内において、 異なる鋼種を母材とす る亜鉛めつき鋼板に同一の表面粗さを付与することができない」 という問題点 が生じない。
実施の形態 1一 2は、 実施の形態 1 — 1 において、 調整される表面形態が、 鋼板表面の平均粗さ Ra、 鋼板表面のピークカウン卜 PP I、 鋼板表面のろ波中心 線うねり Wc aのうち少なくとも一つであることを特徴とするものである。.
前記実施の形態 1一 1 においては、 調整する表面状態は前述のように種々の ものが者えられ、 特に限定されていないが、 調整する表面形態としては、 平均 粗さ Ra、 ピークカウン卜 PP I、 うねり Wc aの少なくとも一つとすることが好ま しい。 固体粒子の投射によって付与される表面形態は、 それ自身亜鉛めつき鋼 板のプレス成形性を向上させる効果を備えたものであるが、 製品品質の管理や 安定性を確保するために、 一定の指標を用いる必要があるからである。
平均粗さ Raを調整することは、 亜鉛めつき鋼板をプレス加工する場合に、 金 型と鋼板との間の保油性を変化させることに相当し、 加工時の潤滑性や耐型か じり性を調整することになる。 また、 ピークカウン卜 PP I もプレス加工時の保 油性を変化させると共に、 塗装後の鮮映性に影響を与える。 さらに、 うねり c a は、 塗装後の鮮映性に影響を与える因子である。 以上の因子を単独で調整 したり組み合せて調整することで、 プレス成形性、 さらには塗装後の鮮映性と いった特性を、 鋼板の使用目的に応じて最適な値に調整することが可能となる。 一般に、 投射する固体粒子の粒径、 密度、 投射速度が大きいほど、 亜鉛めつ き皮膜の表面に大きな凹部が形成されるため、 表面の平均粗さ Raが大きくなる。 一方、 表面のピークカウン卜 PP I については、 投射する固体粒 として粒径の 小さいものを用いることで、 鋼板表面に圧痕が密に形成される結果、 ピーク力 ゥン卜 ΡΡ Ι を大きくすることができる。 さらに、 固体粒子の粒径、 密度、 投射 速度および投射密度は、 鋼板表面のうねりに影響を与え、 平均粒子径が小さく、 均一な粒子径分布を有する固体粒子を用いることで鋼板表面のうねり Wc a を小 さくすることができる。
実施の形態 1一 3は、 実施の形態 1 ― 2において、 鋼板表面の平均粗さ Raを 0. 3〜3 mに調整することを特徴とするものである。 亜鉛めつき鋼板表面の平均粗さが 0. 3 μ ιηを下回る場合には、 プレス成形にお ける金型と間の保油性が不足して、 鋼板と金型との摺動抵抗が増加して鋼板の 破断等が生じやすくなる。 一方、 平均粗さ Raが 3 tnを超えると、 金型との界 面に保持される油量が飽和すると共に、 鋼板表面の微視的凹凸の中で局所的に 高い凸部が金型と接触することで、 型かじり等が発生しやすくなる。 よって、 実施の形態 1一 3においては、 鋼板表面の平均粗さ Raを 0. 3〜3 t m に調整す ることにしている。
,なお、 従来技術によって製造された亜鉛めつき鋼板表面の平均粗さ Raは、 通 常 0. 5〜2 m程度であつたが、 本手段によって製造された亜鉛めつき鋼板は、 従来技術による亜鉛めつき鋼板に比べて、 表面の平均粗さ Raが同一であっても 優れたプレス成形性を示すので、 従来よりも広い範囲で表面の平均粗さを調整 しても同等以上の特性を得ることができる。
実施の形態 1 —4は、 実施の形態 1 —2又は実施の形態 1一 3において、 鋼 板表面のピークカウン卜 PP I を 250以上に調整することを特徴とするものであ る。
従来技術による亜鉛めつき鋼板は、 調質圧延で付与できる伸長率の制約によ つて、 表面のピークカウン卜 PP I を 230以上にすることは、 現在のところ困難 である。 一方、 固体粒子を投射して亜鉛めつき鋼板の表面形態を調整する場合 には、 母材に塑性伸びを与えることなく、 表面形態を調整することができる。 また、 固体粒子の投射密度等の投射条件を調整することで、 亜鉛めつき鋼板の 表面全体に隙間なく圧痕を付与することもできる。 そのため、 亜鉛めつき鋼板 表面のピークカウン卜 PP Iを 250以上に調整することも容易である。
このような従来技術では得られない、 250以上のピークカウン卜 PP I を得る ことによって、 プレス成形における金型との摺動特性が一層向上すると共に、 表面の微視的凹凸についての長周期成分も低減されて、 塗装後の鮮映性も優れ たものとなる。
実施の形態 1 — 5は、 実施の形態 1一 2から実施の形態 1一 4のいずれかに おいて、 鋼板表面のろ波中心線うねり Wcaを 0. 8 i m以下に調整することを特徴 とするものである。
.鋼板表面のうねり Wcaが 0.8 6mを上回る場合には、 表面の微視的凹凸の長周 期成分が増加して、 塗装後の表面にも残留して鮮映性を悪化させる。 特に、 自 動車の外板部材に使用される亜鉛めつき鋼板等には適さなくなる。 よって、 本 手段においては、 亜鉛めつき鋼板の表面に固体粒子を投射してプレス成形性を 向上させると共に、 鋼板表面のうねり Wcaを 0.8Atm以下に調整して塗装後の鮮 映性を向上させる。
実施の形態 1 — 6は、 実施の形態 1 ― 1から実施の形態〗 一 5のいずれかに おいて、 亜鉛めつき鋼板の表面に投射する固体粒子として、 平均粒子径 10~ 300 tmの固体粒子を用いることを特徴とするものである。
亜鉛めつき鋼板の表面に形成される圧痕は、 固体粒子の平均粒径が大きいほ ど大きくなる。 平均粒子径が 300 tmを超えると、 亜鉛めつき鋼板の表面に形成 される凹部が大きくなつて、 密な微視的凹凸を付与することができない。 その ために亜鉛めつき鋼板表面のピークカウント PPI を高くすることができず、 プ レス成形性における金型との間の摺動抵抗が増加すると共に、 表面のうねり Wcaも大きくなりやすいため、 塗装後の鮮映性の面でも好ましくない。
よって、 実施の形態 1 — 6において使用する固体粒子の平均粒子径は 300 (11 以下とする。 ただし、 より好ましくは、 平均粒子径として 200μηι以下のもので あり、 従来技術では付与することができないレベルの高いピークカウン卜 ΡΡΙ を得ることができる。
一方、 固体粒子の平均粒子径が小さいほど、 亜鉛めつき鋼板の表面に緻密な 凹凸を付与することが原理的には可能である。 ところが、 平均粒子径が lO m を下回る場合には、 投射した固体粒子の速度が空気中で低下するため、 投射速 度を非常に大きくしなければ、 効果的に表面粗さを付与することができない。 特に、 市販されている固体粒子は一定の粒子径分布を有しており、 平均粒子 径が ΙΟμπιであっても、 数) am以下の非常に小さい粒子から、 30iim程度の粒子 まで含まれているため、 小さい粒子は空気中での減速が大きく、 亜鉛めつき鋼 板に表面に衝突する時の運動エネルギーが低下する。 そのために投射量を大きくしても、 表面の微視的凹凸を形成するのは寄与す るのは比較的大きい粒子のみであって、 小さい粒子は表面形態の調整に寄与し ない。 また、 平均粒子径が l O i m以下となると粒子の価格が高く、 亜鉛めつき 鋼板の製造に使用するのは経済的でない。
よって、 亜鉛めつき鋼板の表面に緻密な凹凸を付与する観点からは、 より小 さい粒子を使用することが望ましいものの、 本手段においては、 実用的、 経済 的な観点から、 平均粒子径の下限値を 10 mとする。
投射する固体粒子の粒子径分布については、 シャープな粒子径分布が望まし い。 亜鉛めつき鋼板の表面に形成される圧痕の大きさが均一化されるからであ る。 しかし、 粒子径分布をシャープにすると粒子製造過程における歩留りの低 下を招くため、 粒子の価格が高くなつてしまう。 発明者らの知見によれば、 本 手段において使用する固体粒子の粒子径分布としては、 平均粒子径 dに対して、 粒子径が 0. 5 d〜2dの範囲に含まれる粒子の重量比率が 85 %以上であれば、 実 用的には十分な特性を有して、 鋼板表面に付与される圧痕の均一性も確保でき るため、 塗装後鮮映性にも優れた製品を製造することができる。
実施の形態 1 — 7は、 実施の形態〗一 1から実施の形態 1 ― 6のいずれかに おいて、 亜鉛めつき鋼板に投射する固体粒子が金属系材料であることを特徴と するものである。
固体粒子の密度が小さい場合には、 固体粒子の質量が小さくなり、 投射速度 を非常に大きくしなければ、 亜鉛めつき鋼板の平均粗さ Raを一定値以上にする ことが難しい。 従って、 プラスチック系の固体粒子は適当でない。 通常は、 密 度が 2 g/cm 3以上の金属系材料もしくはセラミックス系材料の固体粒子を用いる。 具体的には、 鋼球、 鋼グリッド、 ステンレス鋼、 ハイス、 アルミナ、 酸化けい 素、 ダイヤモンド、 酸化ジルコニァ、 タングステンカーバイドなどが挙げられ る。
ところで、 亜鉛めつき鋼板に投射した固体粒子は、 表面に圧痕を形成した後 に飛散するため、 これを循環回収して投射するシステムが必要となる。 このと き、 亜鉛めつき鋼板に衝突しても固体粒子が破砕しない程度の強度を有するこ とが必要である。 従って、 金属系の固体粒子が好ましく、 ガラズビーズのよう に破砕しやすい材料は適さない。
特に、 金属系材料の中では、 炭素鋼、 ステンレス鋼、 ハイスなどが好適であ り、 アルミナ等のセラミックス系粒子を用いて投射するよりも優れたプレス成 形性を示すことが分かっている。 その理由については、 必ずしも明らかではな いものの、 固体粒子が亜鉛めつき鋼板に衝突したときの粒子の変形に起因して、 表面に形成される圧痕の形態が変化して、 プレス金型との間の保油性を向上さ せるのに適したものになると考えられる。
実施の形態 1一 8は、 実施の形態 1一 1から実施の形態 1一 7のいずれかに おいて、 固体粒子の投射速度が、 30~300 m/ sであることを特徴とするもので ある。
固体粒子の速度が 30m/s を下回る場合には、 圧痕を形成するために十分な運 動エネルギーが付与されない。 特に、平均粒径が小さい固体粒子を用いる場合に は、 亜鉛めつき鋼板の平均粗さ Raを 0. 3 m以上とすることが困難となる。 よ つて、 投射速度の下限を 30m/sとする。
また、 投射速度が 300m/sを超えると、 亜鉛めつき鋼板に衝突する粒子の運動 エネルギーが過大となり、 圧痕の形成だけでなく、 亜鉛めつき皮膜を損傷させ る可能性があることから、 投射速度の上限を 300m/sとする。
固体粒子を投射する加速機としては、 空気式または機械式の加速装置が一般 に知られている。 機械式の加速装置は、 ローターによって粒子に遠心力を与え て投射する方式であり、 比較的大きい粒子を投射するのに適し、 大量の固体粒 子を広い面積にわたつて投射することができるので、 高速ラインにおし、て亜鉛 めっき鋼板の表面を処理するのに適している。 なお、 現在市販されている遠心 式投射装置の最大投射速度は 100m/s程度であり、 それ以上の投射速度を得るこ とができない。 ただし、 より高速に固体粒子を投射することができる遠心式投 射装置があれば、 より好ましい投射方法であるといえる。
一方、 空気式の加速装置は、 圧縮空気等を使用して、 ノズルから空気を噴出 させる際に、 粒子に生じる抗カを利用して加速させる方法である。 特に、 粒子 径が 200 ΠΙ以下の小さい固体粒子を投射するのに適しており、 圧縮空気の圧力 を調整することによって、 固体粒子の投射速度を変更することができ、 最大 300m/s 程度の投射速度まで得ることができる。 ただし、 単一のノズルによる投 射範囲が比較的狭く、 単位時間当たりの投射量も制限されるため、 広幅材の高 速ラインにおいて使用する場合には、 複数の投射ノズルを配置する。
固体粒子の投射方法については、 以上の機械式および空気式投射法の特徴を 踏まえた上で、 対象材の板幅、 ライン速度、 必要な表面形態、 投射粒子の密度 や粒子径などに応じて、 いずれかあるいはそれらを組み合せて使用することが できる。 ただし、 固体粒子の投射方法としては、 それらにとらわれることなく、 固体粒子を一定の速度に加速して、 亜鉛めつき鋼板表面に投射する手段であれ ばよい。
実施の形態 1 — 9は、 実施の形態 Ί 一 1から実施の形態 1 _ 8の手段のいず れかにおいて、 固体粒子の形状がほぼ球形であることを特徴とするものである。 固体粒子の投射については、 粒子形状がほぼ球形であるショッ卜ブラス卜あ るいは角張った形状であるダリッドプラス卜が知られている。 前者は被加工材 表面を硬化させるショットピーニング効果を得るために使用され、 後者は、 表 面を研削する、 いわゆるショッ卜ブラス卜のために使用されるのが一般的であ る。
本発明が対荦とする亜鉛めつき鋼板の表面形態の調整においては、 ほぼ球形 のショッ卜粒子を使用するのが鋼板のプレス成形性の観点から望ましい。 ほぼ 球形の粒子を使用した場合には、 圧痕として鋼板の表面に微細なディンプルが 形成され、 プレス金型との間での保油性を向上させるため、 プレス成形時の摺 動抵抗を低下させると共に、 金型との型かじリを防止する効果がよリ高くなる。 ここで、 「ディンプル」. とは、 表面の凹みの形状が、 主として曲面から構成され、 例えば球状の物体が表面に衝突して形成されるクレー夕状の凹みが多数形成された 形態をさす。
さらに、 グリツ卜形状の固体粒子を使用する場合には、 投射条件によっては 亜鉛めつき鋼板の皮膜層を研掃する作用が生じる場合があり、 ほぼ球形の固体 粒子を使用することによって、 そのような問題も生じない。
なお、 実施の形態 1 — 9において 「ほぼ球形」 とは、 完全な球でなくても、 社会通念上球とみなされるもの、 および長径と短径の平均径からの差がそれぞ れ平均径の 20 %以内の、 楕円球状のものを含む意味である。
前記課題を解決するための実施の形態 1 — 1 0は、 実施の形態 1 ― 1から実 施の形態 1 一 9のいずれかにおいて、 亜鉛めつき鋼板の表面に、 投射密度が 0. 2〜40kg/m 2となるように固体粒子を投射することを特徴とするものである。 投射密度とは、 鋼板表面の単位面積当たリ投射される固体粒子の重量をさす。 厳密には投射された範囲において投射密度は一定の分布を有するが、 ここでは 表面に微視的凹凸が付与された面積に対する投射総重量を指すものとする。 投射密度が 0. 2kg/m 2を下回る場合には、 亜鉛めつき鋼板の表面にまばらに固 体粒子が投射されるため、 表面に形成される微視的凹凸の間隔が大きくなつて、 ピークカウントを大きくすることが困難となる。 よって、 実施の形態 1 — 1 0 においては、 投射密度の下限を 0. 2kg/m 2としている。 ただし、 投射密度として は 2 kg/m 2以上とすることで、 ほぼ隙間なく鋼板表面に圧痕を付与できるので、 通常は投射密度として 2 kg/tn 2以上にすることが好ましい。
一方、 固体粒子の投射密度が 40kg/in 2を超えると、 必要以上の固体粒子を表 面に投射することになつて、 一旦形成した凸凹を、 後に投射された固体粒子が つぶしてしまうことになる。 また、 亜鉛めつき鋼板の皮膜に繰返し固体粒子が 衝突することで、 皮膜自体が損傷を受け、 皮膜が部分的に剥離するなどの悪影 響が生じるおそれがある。 よって、 実施の形態 1 — 1 0においては、 固体粒子 の投射密度を 0. 2〜40kg/m 2の範囲に限定する。
ただし、 投射速度が 1 00m/s以下の場合には、 固体粒子の衝突エネルギーが小 さく、 皮膜の損傷はほとんどみられないので、 投射密度の上限を 1 00kg/m 2程度 まで上げてもよい。 また、 亜鉛めつき鋼板の皮膜が軟らかい場合 (例えば、 皮 膜が主として 7?層から構成される亜鉛めつき鋼板) には、 皮膜に塑性変形が生 じるのみで、 皮膜が研掃されることはほとんどないため、 この場合にも投射密 度は 1 00kg/m 2程度まで上げてもよい。 なお、 投射密度が高い場合には、 一定のライン速度で搬送される亜鉛めつき 鋼板に対して投射すべき固体粒子の量が大きいため、 投射密度が少ないほうが 固体粒子の搬送装置などの付帯設備の規模を小さくできるので、 必要十分な固 体粒子の投射密度とするのが望ましく、 亜鉛めつき鋼板表面の平均粗さ Ra を 1 . 0 m程度にする場合には、 投射密度として 20kg/m 2以下でも十分である。 実施の形態 1 一〗 1は、 実施の形態 1 —1 から実施の形態 1一 1 0のいずれ かにおいて、 亜鉛めつき鋼板が、 めっき皮膜が主として r?相からなる亜鉛めつ き鋼板であることを特徴とするものである。
めっき皮膜が主として 7?相からなる亜鉛めつき鋼板の場合には、 皮膜自体が 軟質であるため、 固体粒子を投射した場合に容易に圧痕を形成し、 表面粗度の 付与が容易である。 また、 製品としても合金化溶融亜鉛めつき鋼板に比べて、 一般に表面の平均粗さ Raが高いものが要求される。 そのため、 従来技術では圧 延ロールの平均粗さを大きくしなければならず、 これによつて鋼板表面に緻密 な微視的凹凸を付与することができないという問題が生じていた。 すなわち、 めっき皮膜が主として 77相からなる亜鉛めつき鋼板に調質圧延によって表面形 態を調整する方法に比べて、 本発明の効果がよリ大きく現れることになる。 実施の形態 1 — 1 2は、 実施の形態 1一 1から実施の形態 1 一〗 1のいずれ かにおいて、 亜鉛めつき鋼板の表面に固体粒子を投射して、 当該鋼板の表面形 態を調整する工程に先立って、 亜鉛めつき鋼板め中心線うねり Wcaを 0. 7 111以 下に調整する調質圧延工程を有してなることを特徴とするものである。
亜鉛めつきを施した鋼板の表面は、 母材自体の凹凸、 めっき皮膜厚の変動等 により、 長周期の凹凸であるうねり Wca が存在するのが通常である。 従来技術 では、 調質圧延によって亜鉛めつき鋼板の表面形態を調整するため、 表面の一 定の平均粗さ Raを付与した調質圧延ロールを使用しなければならない。 この場 合、 表面のうねりが大きい鋼板に対して、 表面に大きな凹凸を有する圧延ロー ルを用いて、 それを転写させる場合には、 原板が有する長周期の凹凸 (うねり Wc a) を低下させることができず、 逆に凹凸を付与することで鋼板表面の長周期 の凹凸も増加してしまい、 塗装後の鮮映性を悪化させる場合もある。 一方、 固体粒子の投射によって表面形態を調整する本発明においては、 調質 圧延に際して、 鋼板の機械的性質を調整する目的で一定の伸長率を付与すれば よく、 表面を平滑に仕上げた圧延ロールを使用しても構わない。 そこで、 本手 段においては、 調質圧延に使用する圧延ロールとして平滑なロールを使用し、 亜鉛めつき後の鋼板表面に存在する長周期の凹凸を一旦平滑化し、 固体粒子投 射前の表面のうねり Wca を一定値以下に調整することで、 固体粒子後の鋼板の うねり Wcaを低い値に調整することが可能となる。
なお、 平滑なロールを使用した調質圧延後の鋼板表面のうねり Wcaは 0.7 m 以下に調整すれば、 固体粒子を投射して表面形態を調整した後でも、 表面のう ねり Wcaを 0.8 m以下に抑えることが可能である (固体粒子を投射して表面形 態を調整した後の表面のうねり Wcaを 0.8 m以下に抑えることの意義は、 前記 実施の形態 1一 5の説明において述べた通りである)。
ただし、 より優れた塗装後鮮映性が要求される場合には、 固体粒子投射前の 表面のうねり Wca を 0.3 m以下に調整するのが好ましい。 具体的には、 圧延 ロール表面の平均粗さ Raが 0.3 m以下のブライ卜ロールを使用することで、 調質圧延後の鋼板表面のうねり Wcaも 0.3μηι以下にすることが可能であり、 固 体粒子を投射した後であっても、 亜鉛めつき鋼板表面のうねり Wcaを Q.5 m以 下に低減させることができる。 図 1は、 本発明の実施の形態の第 1の例を実施するための設備の概要を示す 図である。 図 1 において、 1は亜鉛めつき鋼板、 2 a、 2 bはプライドルロー ル、 3 a~ 3 dは固体粒子の投射ノズル、 4 a~4 bは空気圧縮機、 5はチヤ ンバー、 6は固体粒子の供給装置、 7はクリーナーブロア、 8は集塵機である。 図 1は亜鉛めつき鋼板 1が、 ブライドルロール 2 aおよび 2 bによって一定 の張力が付加された状態で、 固体粒子の投射チヤンバー 5を通過する状態を示 している。 図 1 に示す工程は、 連続めつき工程の一部であってもよいし、 独立 した処理ラインであってもよい。 下流側に検査工程が配置される場合も含まれ る。 亜鉛めつき鋼板 1は、 溶融亜鉛めつき、 電気亜鉛めつき等の方法によりめつ き皮膜が形成された鋼板であり、 調質圧延が施されたものでも、 未調圧の鋼板 でもよい。 また、 クロメートなどの化成処理が施された亜鉛めつき鋼板であつ ても構わない。 '
チヤンバー 5の内側には、 鋼板の表面および裏面に固体粒子を投射するため の投射ノズル 3 a〜3 dが配置されており、 固体粒子の供給装置 6から一定量 の固体粒子が供給される。 このとき、 空気圧縮機 4 a〜4 dによって圧縮され た空気がノズルを通過すると共に固体粒子が加速され、 鋼板 1に投射される。 図 2は、 図 1に示した設備において使用される空気式投射装置の概要を表す 図である。 図 2に示すように、 空気圧縮機 4 7から圧縮空気が送られ、 噴射ノ ズル 4 6で空気が加速されると同時に、 粒子供給管 4 5から供給される固体粒 子が加速ざれる。 粒子供給管 4 5には、 図 1の供給装置 6から固体粒子が供給 される。 噴射ノズル 4 6の内径は 5〜20mm程度が通常であり、 圧縮空気の圧力 は 0. 1 ~0. 9MPa程度である。
また、 噴射ノズル 4 6からの投射量は、 固体粒子の粒径、 比重、 圧縮空気の 圧力などによって変化するが、 〗0kg/m i n 以下であるのが通常である。 なお、 圧 縮空気の圧力を変更することで、 噴射ノズル 4 6から投射される固体粒子の投 射速度を変更することが可能である。 このときの投射速度としては、 固体粒子 の粒子径が小さいほど高速投射が可能であり、 平均粒子径 10~300 m程度の金 属粒子の場合には、 およそ 80〜300m/sの投射速度が得られる。
広幅の亜鉛めつき鋼板を処理するために、 投射ノズル 3 a〜3 dは、 鋼板の 幅方向に亘つて複数本配置される。 板幅方向に配置する投射ノズルの本数は、 処理すべき亜鉛めつき鋼板の板幅、 1本の投射ノズルによって表面形態を調整 できる範囲等に基づいて決定される。 なお、 亜鉛めつき鋼板表面に付与される 微視的凹凸の形態が、 板幅方向で均一になるように、 隣接するノズルによる投 射範囲をラップさせたり、 千鳥状に配置する場合もある。
また、 図 1 には鋼板の長手方向に 2列の投射ノズルが配置される形態が示さ れているが、 1本のノズルで投射できる固体粒子の量、 ライン速度等に応じて 長手方向の投射ノズルの本数を決定すればよい。 さらに図 1には、 表面、 裏面 それぞれに投射ノズルが配置される形態が示されているが、 必ずしも表裏面に 固体粒子を投射する必要はなく、 目的に応じて片面のみに投射しても構わない。 チャンバ一 5の内部で鋼板に投射された固体粒子は周囲に飛散し、 チャン バ一5の下部に落下する。 落下した固体粒子は再び供給装置 6に送られ、 循環 して鋼板に投射される。 通常、 固体粒子の供給装置 6の前には、 分級装置 (セ パレー夕) が備えられ、 固体粒子に混じった亜鉛粉末や、 破砕され微細になつ た固体粒子が分離され集塵機 8に送られる。
これによつて、 経時的に固体粒子の粒子径ゃ形状が変化するのを防止し、 固 体粒子の状態が一定に保持される。 一方、 チャンバ一内部で、 下部に落下せず 浮遊している微細な粒子は、 クリーナーブロア 7によって捕捉され集塵機 8で 処理される。
さらに、 本発明では亜鉛めつき鋼板の表面形態を調整するために、 ブライド ルロール 2 bの下流側に表面形態の測定器を配置して、 その測定結果に基づい て、 固体粒子の投射速度や投射密度等を修正してもよい。 表面形態の測定器と しては、 平均粗さ Ra、 あるいはピークカウン卜 PP I の測定器、 さらには C C D カメラ等によつて鋼板の表面を撮影し、 固体粒子の圧痕の大きさを画像処理に よって判定する装置等が採用できる。
図 3に、 本発明の実施の形態の第 2の例である亜鉛めつき鋼板の製造方法を 実施するための設備の概要を示す。 図 3は、 亜鉛めつき鋼板 1を連続的に搬送 しながら、 複数の遠心式投射装置 1 3 a〜 3 dによって亜鉛めつき鋼板 1の 表面の微視的凹凸の形態を調整するための設備を示している。 亜鉛めつき鋼板 1としては、 冷間圧延、 焼鈍、 亜鉛めつきが施され、 表面の平均粗さ Raを 0. 3 t in 以下に研削仕上げしたブライ卜ロールを用いて調質圧延を行ったものが適 している。
図 3に示すように、 亜鉛めつき鋼板 1はペイオフリール 3 0に装入され、 テ ンシヨンリール 3 1で巻き取られている。 このとき入側ブライドルロール 1 1 と出側ブライドルロール 1 8との間で張力が付与された状態で、 亜鉛めつき鋼 板 1が連続的に搬送される。
遠心式投射装置 1 3 a ~ 1 3 dは、 チャンバ一で囲われたブラスト室 1 2内 に配置される。 遠心式投射装置 1 3 a ~ 1 3 dに対しては、 固体粒子の定量供 給装置 1 4 a〜1 4 dから一定量の固体粒子が供給される。 また、 遠心式投射 装置 1 3 a〜 1 3 dから投射された粒子は、 ブラス卜室 1 2内で回収され、 分 級機 1 6に移送される。 分級機 1 6によって選別された粒子は、 ス卜レージ夕 ンク 1 5を通じて、 定量供給装置 1 4 a〜1 4 dに送られる。 なお、 図には明 示していないが、 分級機によって選別された粉じんは集塵機に送られ集塵処理 される。 亜鉛めつき鋼板 1上に残留又は付着した固体粒子は、 クリーナープロ ァ 1 7によってパージされて除去される。
本実施の形態において使用する遠心式投射装置は、 亜鉛めつき鋼板 1の板幅 に応じて、 板幅方向に複数台配置され、 板幅方向に分割された領域ごとに各投 射機で表面形態の調整を行うようにされている。 その際、 各投射機で付与され る範囲が、 部分的にラップするように配置することで、 板幅方向に均一な表面 形態を付与することができる。 また、 必要があれば長手方向に複数台の遠心式 投射装置を配置することで、 ライン速度が高速であっても亜鉛めつき鋼板の表 面に十分な投射密度の固体粒子を投射することができる。
図 4は、 遠心式投射装置を模式的に示した図であり、 モーター 4 3によって 駆動されるローター 4 1 に取り付けられたベーン 4 2から、 遠心力によって固 体粒子が投射される。 固体粒子は、 図 3の定量供給装置 1 4 a〜1 4 dから粒 子供給管 44を通して遠心ローターの回転軸付近に供給される。 一般的な遠心式 投射装置のローター直径は、 200〜550mm程度であり、 ベーン幅が 20〜1 50 程 度、 ローター回転数として 2000~4000 rpm程度のものが使用される。
また、 駆動モータ一としては最大出力 55KW程度のものがあるが、 平均粒子径 が 1 0~300 μ ιπ程度の微細な固体粒子を投射する場合には、 低出力のモーターで あっても十分である。 ロー夕一回転数の上限は、 ベーンの摩耗によるガ夕ゃ偏 荷重が遠心式投射装置の振動を増大させることから制限を受け、 市販されてい る遠心式投射装置の投射速度は 100m/s程度が上限である。 なお、 遠心式投射装置のローター回転方向については、 亜鉛めつき鋼板が搬 送される方向に対して、 口一夕一回転軸が水平方向であっても、 垂直方向であ つてもよく、 固体粒子が一定の速度で亜鉛めつき鋼板表面のある範囲にわたつ て投射されればよい。
本発明の実施にあたって、 投射する固体粒子が 10〜300 i mと非常に小さな粒 子を使用する場合、 投射された固体粒子が亜鉛めつき鋼板に衝突するまでの距 離が長いと、 空気抵抗による減速によって、 亜鉛めつき鋼板表面に十分な圧痕 を形成することができない。 そのため、 ステンレス鋼の脱スケール等に使用さ れるショッ卜ブラス卜方法に比べて投射距離を短くする必要がある。
投射距離とは、 ロー夕一回転中心から鋼板までの距離をいう。 ステンレス鋼 の脱スケール等に使用されるショッ卜ブラス卜方法では投射距離が 1000mm程度 であるのに対して、 本発明の実施にあたっては、 投射距離を 700關以下、 好ま しくは 250〜500關程度まで近づけることで、 微細な粒子でも空気中で減速する ことなく鋼板に衝突して表面粗さを付与することを可能とする。 ただし、 現在 市販されている遠心式投射装置よりも高速に固体粒子を投射することができる ものを使用すれば、 投射距離を離すことも可能である。
—方、 使用する固体粒子は、 平均粒子径が 10〜300 ΠΙで、 望ましくは 200 μ ID以下で、 ほぼ球形のステンレス鋼、 炭素鋼、 ハイス等の金属系ショット粒子 が望ましい。 また、 粒子の粒子径分布を調整して、 平均粒子径 dに対して、 粒 子径 0. 5d〜2d の範囲に含まれる粒子の重量比率が 85%以上であることが好ま しい。
図 3は、 このような粒子を循環して使用する設備を示しており、 分級機 1 6 によって固体粒子の粒径分布を一定の範囲に制御することが可能である。 分級 機の方式としては、 振動ふるい式、 サイクロン、 風力選別法などが挙げられ、 これらを単独で用いる場合もあるが、 組み合せて最適な分級能力を発揮させる 場合もある。
' 本発明の実施の形態 ίこおける亜鉛めつき鋼板 1への固体粒子の投射密度は、 0. 2〜40kg/m2とするのが望ましい。 ただし、 図 4に示す機械式投射装置を使用 する場合には、 図 2で示す空気式投射装置に比べて、 固体粒子の投射速度が低 いので、 亜鉛めつき鋼板 1の表面を所定の形態を付与するためには、 空気式投 射装置を使用する場合よりも投射密度を高めにした方がよい。 そうした観点か らは、 機械式投射装置による場合には、 投射密度を〗 kg/m 2以上、 望ましくは 5 〜20kg/tn 2程度とするのが好ましい。
亜鉛めつき鋼板表面への投射密度を制御するためには、 鋼帯のライン速度に 応じて、 定量供給装置 1 4 a〜1 4 dから所定量の固体粒子を遠心式投射装置 に供給する。 定量供給装置は、 配管中に弁を設けてその開度を調整する等の方 法で、 一定時間内での投射重量を制御する。 具体的には、 投射密度を一定にし て亜鉛めつき鋼板の表面形態を調整する場合、 ライン速度が 2倍になれば、 定 量供給装置から供給する固体粒子の量が 2倍になるように開度調整を行う。 図 3において、 固体粒子が投射され表面粗さが付与された亜鉛めつき鋼板 1 に対しては、 検査台 1 9において表面粗さを測定し、 平均粗さ Ra、 ピークカウ ン卜 PPし うねり Wlca 等が所定の値となるかどうかを判定して、 必要があれば 遠心ローターの回転数、 投射密度等を変更することで亜鉛めつき鋼板の表面形 態を調整する。
. また、 ブライドルロール 1 8の下流側に平均粗さ Ra、 ピークカウン卜 PP I等 を測定する機器を配置して、 その測定結果に基づいて、 固体粒子の投射速度お よび投射量を変更してもよい。 なお、 表面粗さ測定器は、 接触式の測定器を使 用してもよいが、 光学式の測定器を用いて非接触で行うのが望ましい。 さらに は C C Dカメラ等によつて鋼板の表面形態を撮影し、 固体粒子の圧痕の大きさ を画像処理によつて判定する方法を用いることもできる。
図 5に、 本発明の実施の形態の第 3の例である亜鉛めつき鋼板の製造方法を 実施するための設備の例を示す。 図 5に示される設備は、 連続溶融亜鉛めつき ラインに図 3に示すものと同様の設備を配置したものであり、 図 3に示された 構成要素と同じ構成要素には同じ符号を付している。
この設備は、 溶融亜鉛めつきラインのめっき浴 3 4の下流側に、 調質圧延機 2 0を配置し、 さらにその下流側に強制乾燥装置 2 2、 ブラス卜室 1 2を配置 したものである。
溶融亜鉛めつきラインでは、 冷間圧延後の鋼板をペイオフリール 3 0に装入 し、 電解洗浄装置 3 2を通した後、 焼鈍炉 3 3において再結晶焼鈍を行う。 そ の後、 めっき浴 3 4において亜鉛めつき皮膜を形成した後、 エアワイパー 3 5 で膜厚調整が行われる。 その後、 合金化溶融亜鉛めつき鋼板を製造する場合に は合金化炉 3 6を作動させ、 合金化処理を行う。 皮膜が主として η層からなる 亜鉛めつき鋼板は合金化炉 3 6を使用せずに同一のラインで製造される。
通常の溶融亜鉛めつきラインでは、 調質圧延機 2 0による調質圧延が行われ た後に、 化成処理装置 3 7により化成皮膜が付与される場合と、 防鎬油が塗布 されて、 そのまま巻き取られる場合がある。
一方、 図 5に示す設備では、 調質圧延機の入側および出側に水あるいは調質 圧延液を噴射するノズル 2 5 a〜2 5 dを配置し、 さらにその下流側に強制乾 燥装置 2 2を配置する。 これは、 亜鉛めつき鋼板 1上に付着した水分を予め乾 燥させた後に、 固体粒子を投射するためである。 ただし亜鉛めつき鋼板 1上に 付着した水分が少ない場合や水分が自然乾燥する場合には必ずしも乾燥装置 2 2を必要としない。
以上のような設備列に配置することで、 調質圧延機 2 0では、 材料の機械的 特性を調整するためにブライ卜ロールを用いて調質圧延を行い、 一旦亜鉛めつ き鋼板表面のうねり Wcaを 以下に調整した後、 その下流側に配置した遠 心式投射装置 1 3 a〜 1 3 dを用いて亜鉛めつき鋼板〗の表面形態を調整する ことができる。
実施例 1
本発明の第 1の実施例により、 亜鉛めつき鋼板の表面に固体粒子を投射する ことによって形成される表面形態が、 従来技術による表面形態とは大きく異な るものであって、 その調整範囲も拡大できることを示す。
本実施例において使用した亜鉛めつき鋼板は、 板厚 0. 8mm の冷延鋼板を下地 として、 めっき皮膜が主として 7?相からなる片面あたりのめっき量が 70g/m 2の 溶融亜鉛めつき鋼板である。 ここでは、 溶融亜鉛めつき後の鋼板に対して、 機械的性質の調整を目的とし て、 伸長率 0.8%を付与する調質圧延を行った。 調質圧延に際して、 圧延ロー ル表面の平均粗さ Raが 0.28 mのブライ卜ロールを使用した。 調質圧延後の亜 鉛めつき鋼板表面の平均粗さ Ra、 ピークカウン卜 PPL うねり !ilcaは、 それぞ れ 0.25Atm、 48、 0.3Atmであった。
本実施例では、 このようにして調質圧延を行った亜鉛めつき鋼板の表面に対 して、 図 2に示す空気式投射装置を使用して、 その表面形態を調整した。 使用 したノズルの口径は 9隱であり、 圧縮空気の圧力を 0.1〜0.7MPaの範囲で変更 した。 ノズル先端から亜鉛めつき鋼板までの距離は 100〜200mmとして、 亜鉛め つき鋼板の表面に 0.03~10秒間の範囲で固体粒子を投射した。 このときの投射 密度は 0.4〜86kg/m2の範囲とし、 主として 20kg/m2以下の範囲で実験を行った。 亜鉛めつき鋼板の表面形態を調整するために使用した固体粒子を表 1に示す。 これらは、 いずれもガスァ卜マイズ法で製造したもので、 長径と短径の平均径 からの差がそれぞれ平均径の 20%以内である、 ほぼ球形の粒子である。
表 1
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固体粒子を投射した亜鉛めつき鋼板の表面形態の特徴を調べるために、 光学 顕微鏡写真を撮影すると共に、 表面粗さ計 (東京精密 (株)製 E35A) を使用して、 亜鉛めつき鋼板表面の平均粗さ Ra、 ピークカウン卜 PPIを測定した。
—方、 比較例として、 従来技術に基づいて表面に微視的凹凸を付与した圧延 ロールを使用し、 調質圧延によって亜鉛めつき鋼板の表面にその形態を転写さ せた亜鉛めつき鋼板を作成した。 本比較例では、 本実施例と同一の母材に対し て、 同一条件で溶融亜鉛めつきを施した鋼板を使用した。 調質圧延ロールの表 面は、 放電ダル加工によって表面形態を表 2に示す値に調整したものを使用し た。
表 2
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本比較例においては、 調質圧延における伸長率を 0. 5〜2 %の範囲で変更し て、 圧延ロール表面の微視的凹凸を亜鉛めつき鋼板表面に転写させた後、 その 表面を光学顕微鏡によって観察する他、 表面粗さ計を用いて平均粗さ Ra、 ピー クカウン卜 PP Iを測定した。
本実施例による亜鉛めつき鋼板表面の平均粗さ Ra、 ピークカウン卜 PP I の調 整範囲を図 6に示す。 一方、 比較例において表面形態を調整した亜鉛めつき鋼 板の平均粗さ Ra、 ピークカウン卜 PP I の範囲を図 7に示す。 両図の比較から、 本実施例による亜鉛めつき鋼板の表面形態の調整範囲は、 従来技術に比べて大 幅に拡大することが分かる。
特に、 ピークカウン卜 PP I は、 従来の調質圧延法では 230程度が上限であつ たのに対して、 本実施例では、 最大 500 程度までのピークカウン卜を得ること できる。 ピークカウント PP I は、 長さ 1インチあたりの表面の微視的な凹凸の 数を表すパラメータであるので、 本実施例による亜鉛めつき鋼板の表面は、 従 来技術に比べて、 隣接する微視的凹凸の間隔が格段に短い、 緻密な表面形態が 付与されていることを示している。
本実施例による亜鉛めつき鋼板表面の光学顕微鏡写真を図 8に、 比較例によ る亜鉛めつき鋼板表面の光学顕微鏡写真を図 9に示す。 比較例による亜鉛めつ き鋼板の表面は比較的大きな凹部と凸部が島状に連なった形態を示している。 調質圧延では、 圧延ロール表面の凹凸がすべて鋼板表面に転写されることには ならないので、 母材の表面が転写されず残留している部分が、 凸部として観察 される。
これに対して、 本実施例による亜鉛めつき鋼板の表面形態は、 球状の固体粒 子が多数衝突して形成されたディンプル状の形態を示している。 このように本 実施例による微視的凹凸の形態は、 従来技術のものと大きく異なり、 その違い がプレス成形性に大きな影響を与えることになる。
実施例 2
本発明の第 2の実施例として、 固体粒子を投射することによつて表面形態を 調整した亜鉛めつき鋼板について、 そのプレス成形性を評価するために、 平板 摺動試験を行った結果について説明する。
実施例 1において示した方法によって、 固体粒子として A1、 B1、 D2の 3種類 を使用して、 亜鉛めつき鋼板の表面形態を調整した。 なお、 使用した亜鉛めつ き鋼板は、 実施例 1 と同一のものである。 また、 比較例として、 実施例 1で示 した従来技術による亜鉛めつき鋼板を平板摺動試験に供した。
平板摺動試験は、 スライドテーブル上に固定した亜鉛めつき鋼板の表面に、 一定の押付け荷重にてビードエ具を押し付けながら、 スライドテーブルを移動 させることで、 亜鉛めつき鋼板とビードとの間にすベリを与える試験方法であ る。 このときスライドテーブルを移動させるときのビードの押付け荷重 Nおよ びスライドテーブルを移動させる力 Fを、 それぞれロードセルを用いて測定し、 その比 (F Z N ) から摺動時の摩擦係数を求めた。
摺動試験では、 予め亜鉛めつき鋼板の表面に、 洗浄油 (プレ卜ン社製 R352L ) を塗油したものを使用した。 また、 試験では異なるビード寸法の工具を使用 して、 表 3に示す 2条件 (A条件、 B条件) のもとで行った。 なお、 高速高面 圧条件である A条件は、 プレス成形におけるビード接触 ¾の摺動特性を代表し、 低速低面圧条件である B条件はパンチ面の摺動特性を代表する条件である。 ま た、 いずれの場合も摩擦係数が低いほど、 プレス成形における金型との摺動抵 杭が低減して、 鋼板の破断等が生じない、 優れたプレス成形性を示すものであ る。 表 3
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図 1 0は、 亜鉛めつき鋼板表面の平均粗さ Raと摺動試験によって得られた高 速高面圧条件 (A条件) における摩擦係数との関係を示す。 高速高面圧条件 ( A条件) における摩擦係数は、 投射する固体粒子によらずほぼ一定の摩擦係数 を示しており、 亜鉛めつき鋼板表面の平均粗さ Raが増加すると、 若干摩擦係数 も増加する傾向にある。 ただし、 比較例として示した従来技術による亜鉛めつ き鋼板は、 いずれの場合も本実施例に比べて摩擦係数が高い結果となった。 す なわち、 本実施例による亜鉛めつき鋼板は、 従来法によるものに比べて、 表面 の微視的凹凸を代表する指標である平均粗さ Raが同一であっても、 より優れた 摺動特性 (プレス成形性) を示すことが分かる。
図 1 1は、 低速低面圧条件 (B条件) における摩擦係数を示しており、 この 場合にも、 比較例に比べて、 低い摩擦係数を示していることが分かる。 また、 本図からは固体粒子がアルミナ (D2) の場合には、 金属系粒子 (ΑΙ , ΒΟ に比べ て摩擦係数が若干高目の傾向が現れているおリ、 固体粒子として金属系粒子を 使用することで、 より優れた摺動特性を示している。
一方、 同一の摺動試験結果について、 亜鉛めつき鋼板のピークカウン卜 ΡΡ Ι との相関を表したものが図 1 2、 図 1 3である。 図 1 2に示すように、 高速高 面圧条件 (Α条件) のもとでは、 投射する固体粒子によらず一定の相関がみら れ、 亜鉛めつき鋼板表面のピークカウント ΡΡΙ が増加し、 PP1 が 250を超えた 領域で、 摩擦係数が低下しはじめる傾向がみられる。 また、 図 1 3に示す低速 低面圧条件 (Β条件) でも、 ピークカウン卜 ΡΡ Ι が増加するほど摩擦係数は低 下し、 ピークカウン卜 ΡΡ Ι が 250を超えた領域でほぼ一定の摩擦係数を示すこ とが分かる。 さらに、 低速低面圧の摺動条件 (Β条件) では、 固体粒子として 金属系粒子 (Α1, Β1 ) を使用したものが、 アルミナ (D2) を使用したものに比べ て、 ピークカウン卜 PPI が低い領域でも、 低い摩擦係数を示しており、 金属系 粒子を使用することで、 より優れた摺動特性を示すことが分かる。
実施例 3
本発明の第 3の実施例として、 固体粒子を投射することによつて表面形態を 調整した亜鉛めつき鋼板を用いて、 プレス成形試験によってその効果を検証し た結果について説明する。
本実施例においても、 実施例 1 と同一の溶融亜鉛めつき鋼板を用いて、 同様 な方法によって、 亜鉛めつき鋼板の表面形態を調整した。 このときの固体粒子 の投射条件を表 4に示す。 なお、 表中の粒子を表す符号は、 表〗に示したもの と同じものである。
また、 このような条件で表面形態が調整された亜鉛めつき鋼板表面の表面粗 さ、 実施例 2と同一の方法によって行った摺動試験の結果 (B条件の摩擦係数 ) を表 5に示す。 表 5には、 比較例として調質圧延によって亜鉛めつき鋼板の 表面を調整したものを併記した。 これは、 放電ダル加工を施した調質圧延ロー ルによって、 伸長率 1.5%を付与しながら調質圧延を行った亜鉛めつき鋼板で ある。
表 4
付 粒子 投射速度 投射エアー圧力
S1 , A3 4 kg/m2 0.3 Pa
S2 B1 4 kg/m2 0.3MPa
ケ付ケ ca 投射後表面粗さ 摩擦係数
平均粗さ ピークカウン卜 PPI (B条件)
S1 1.19 μ,α 266 0.158
S2 1.43 U.m 373 0.178
比較例 1.44 tm 189 0.258 本実施例においては、 以上の亜鉛めつき鋼板を用いて、 円筒深絞り成形およ び球頭張出成形を行った。 円筒深絞り成形は、 直径 100画 のブランクを加工し た後、 パンチ寸法 ci>50mm、 ダイス寸法 (i>53mm の工具を用いて深絞り成形を行つ た。 このときのしわ押え力は 20KNとし、 予め亜鉛めつき鋼板に実施例 2におい て使用したものと同一の洗浄油を塗布したものを用いた。 なお、 成形性の評価 に際しては、 成形時の最大荷重を指標としておリ、 最大荷重が低いほど優れた 成形性を示すものである。
—方、 球頭張出成形では、 100mm角のブランクを加工し、 Φ 50國の球頭パン チによって張出成形を実施した。 この場合も同一の洗浄油を塗布したものを用 いた。 なお、 成形性の評価は、 パンチ面において亜鉛めつき鋼板に割れが発生 するまで成形を行い、 割れが発生したパンチ面の近傍の板厚減少率を測定する ことによる。 これは成形前の板厚から、 張出成形後の板厚の減少率で定義され、 板厚減少率が大きいほど張出量を大きくとることが可能で、 プレス成形性に優 れることを表す。
図 1 4は、 円筒深絞り成形の結果を示したものである。 本実施例による深絞 リ成形時の最大荷重は、 比較例に比べて低く、 優れた成形性を示していること が分かる。
一方、 図 1 5は、 球頭張出成形の結果を示したものである。 本実施例におけ る張出パンチ面における亜鉛めつき鋼板の板厚減少率は、 比較例に比べて大き く、 張出高さにもその差が現れていて、 優れた張出成形性を示す。
以上のように、 本実施例によって得られた亜鉛めつき鋼板は、 従来法による ものに比べて、 深絞り成形および張出成形の両者の成形条件において優れた特 性を示しており、. 摺動特性による評価のみでなく、 実際のプレス成形において 優れた特性を備えていることが確認された。
実施例 4
本発明の第 4の実施例により、 固体粒子を投射することによつて亜鉛めつき 鋼板のプレス成形性を向上させるだけでなく、 塗装後の鮮映性にも優れた亜鉛 めっき鋼板を製造できることを説明する。
溶融亜鉛めつきを施した鋼板の表面にはめつき厚みの変動やめつき前の母材 表面のうねりに起因して、 長周期のうねりが存在している場合がある。 本実施 例においては、 先ず、 亜鉛めつき後のうねりが比較的大きな鋼板を使用して、 ブライ卜ロールによる調質圧延を行った。 ブライ卜ロールは、 その表面を平均 粗さ Ra0. 25 m に仕上げたものを使用しており、 伸長率 0. 8%にて調質圧延を 行った。 その後、 表 1に示す固体粒子 A1、 B1を使用して、 図 2に示す空気式投 射装置によって、 亜鉛めつき鋼板の表面形態を調整した。
このときの投射条件は、 圧縮空気の圧力を 0. 4、 0. 7 Pa として、 投射時間を 変更することで投射密度を 1 〜50kg/m 2の範囲で変更した。 なお、 亜鉛めつき 鋼板表面のうねり Wca は、 表面粗さ計 (小坂研究所製、 SE-30D) を使用して測 定を行った。
先ず、 各製造段階における亜鉛めつき鋼板表面のうねり Wca を調べた例を図 1 6に示す。 これは平均粒子径 60 t m のハイス粒子 (B1 ) を使用して表面形態 を調整した結果であり、 固体粒子投射後の平均粗さ Ra およびピークカウン卜 PP Iはそれぞれ 1 . 18 At m、 440であった。
図 1 6からは、 調質圧延前の鋼板のうねりが非常に大きくても、 ブライ卜 ロールによる調質圧延を行うことで、 亜鉛めつき鋼板表面のうねり Wca を大幅 に低減することができることが分かる。 また、 固体粒子を投射した後も、 亜鉛 めっき鋼板表面のうねり Wcaは 0. 42 であり、 固体粒子を投射した後でも、 長周期の凹凸であるうねりを低い値に抑えることが可能である。
また、 本実施例において得られた亜鉛めつき鋼板表面のうねり Wca の測定糸 j 果を、 調質圧延による比較例と共に示したものが図 1 7である。 本実施例によ る亜鉛めつき鋼板は、 一旦ブライトロールによる調質圧延を施しているので、 固体粒子を投射しても表面のうねり Wca は低い値に抑えられている。 特に、 亜 鉛めつき鋼板表面の平均粗さ Raが大きくなつても、 うねり Wcaの増加はあまり 顕著ではなく、 長周期の凹凸が付与されるのが抑制されていることが分かる。
—方、 従来技術の調貲圧延による表面粗さの調整方法では、 調質圧延前の表 面のうねり Wcaが大きいと、 調質圧延後の表面のうねり Wca も大きいまま残留 してしまう。 従来技術による調質圧延においても、 一旦ブライ卜ロールによつ て調質圧延を行って、 亜鉛めつき鋼板表面のうねりを低減させた後に、 放電加 ェ等によって表面に凹凸を付与した圧延ロールを使用した調質圧延を再度行う ことで、 ある程度まではうねりを低減させることは可能である。
ただし、 このような製造工程をとることで、 調質圧延を 2パス行う必要が生 じて、 製造工程が増加してしまう。 また、 トータルの伸長率は機械的性質の調 整のために一定範囲に収める必要があるため、 2パス目の調質圧延において十 分圧延ロール表面の微視的凹凸を、 鋼板に転写することができないという問題 も生じる。
本実施例においては、 調質圧延による機械的性質の調整と表面粗さの付与機 能を分離しているので、 調質圧延ではブライ卜ロールを使用して、 機械的性質 を調整するのに十分な伸長率を付与しながら、 亜鉛めつき鋼板表面のうねりを 小さく抑えることが可能となる。 その後、 母材の機械的性質をほとんど変える ことなく、 表面形態を調整できるという利点がある。 また、 亜鉛めつき鋼板の ピークカウン卜 PP I を従来技術に比べて大幅に大きくできるので、 表面には短 周期の凹凸が主として付与されて、 長周期の凹凸が大きくなるのを抑制する効 果も生じる。
さらに、 本実施例では、 亜鉛めつき鋼板の表面を塗装処理し、 塗装後の鮮映 性を調査した。 塗装方法としては、 日本パーカーライジング (株) 製の 「PB- L3080J を使用して、 試験片に化成処理を施し、 次いで関西ペイン卜 (株) 製の rE I.-2000j 「TP- 37グレー」 Hi- 1 3 (RC)」 を使用して、 それぞれ ED塗装、 中塗 り塗装、 上塗り塗装からなる 3コート塗装を施した。 このようにして塗装され た試験片の MS I C値を、 スガ試験機 (株) 製の 「写像鮮明度測定装置 MS I C型」 を使用して塗装後の鮮映性を評価した。 なお、 NS I C値は黒板研磨ガラスを 100 とし、 その値が 100に近いほど良好な鮮映性となる。
塗装後鮮映性の測定結菓を図 1 8に示す。 図中には、 比較例として従来技術 によるサンプルの塗装後鮮映性も示している。 図から分かるように、 塗装前の 亜鉛めつき鋼板表面のうねり Wcaが 以下であれば、 NS I C値はほぼ一定 となり、 良好な塗装後鮮映性を示している。
ただし、 うねり Wcaが 0. 6〜0. 8 t mの範囲では、 NS I C値のばらつきも大きい ため、 安定して良好な塗装後鮮映性を得るためには、 塗装前の亜鉛めつき鋼板 表面のうねり Wcaを 0.6 tm以下にしておくことが望ましい。 その観点からは本 実施例による塗装後鮮映性は、 そのばらつきも小さく、 比較例に比べて安定し て高い値を示している。
ところで、 固体粒子を亜鉛めつき鋼板の表面に投射する場合、 投射条件によ つては表面のうねりを増加させるおそれも生じる。 そこで、 固体粒子の投射密 度と亜鉛めつき鋼板表面のうねり Wca の変化の関係を調べた。 図 1 9は、 その 測定結果である。 図からは、 投射密度が増加するに従って、 亜鉛めつき鋼板表 面のうねり Wca もわずかに増加する傾向がみられる。 ただし、 固体粒子投射前 の Wcaが 0.3μπι程度であるので、 投射密度が 50kg/m 2程度であっても、 Wcaの 上昇量は 0.1 μιτι程度に抑えられることが分かる。
従って、 塗装後鮮映性を一定の水準以上にする目的から、 固体粒子を投射し た後の亜鉛めつき鋼板表面のうねり Wcaを 0.8 ΠΙ以下に抑える場合には、 固体 粒子投射前の亜鉛めつき鋼板表面のうねり Wcaを 0.7/Λ(η以下に調撃しておけば よいことになる。 ただし、 本実施例に示したようにブライ卜ロールを使用した 調質圧延と製造工程を組み合せることによって、 Wcaを 0.3^m程度まで低減さ せることも可能であり、 より大きな効果が得られることになる。
実施例 5
本発明の第 5の実施例により、 図 2に示した空気式投射装置を用いて亜鉛めつ き鋼板の表面形態を調整する場合の具体的条件について説明する。
図 20、 図 2 1は、 亜鉛めつき鋼板表面の平均粗さ Raと投射密度との関係を 調べた結果である。 図 20は固体粒子として SUS304、 平均粒子 100Atm (A3) を 用いた場合の結果であり、 図 2 1はハイス、 平均粒子径 60^m (B1) を用いた 場合の結果である。 両者とも、 圧縮空気の圧力を 0.3、 0.4、 0.7MPaと変更し、 投射密度は亜鉛めつき鋼板表面への固体粒子の投射時間を 0.03〜 5秒の範囲で 変更することによって調整した。 なお、 ノズル先端から亜鉛めつき鋼板までの 距離は 100麵とした。
図 20からは、 亜鉛めつき鋼板表面の平均粗さ Raは、 投射密度の増加に伴つ て上昇する傾向があることが分かる。 また、 圧縮空気の圧力が高いほど、 平均 粗さも大きくなつており、 投射密度および圧縮空気の圧力を調整することによ つて、 平均粗さ Raを制御することが可能である。
図 2 1も同様の傾向を示しており、 投射密度の増加に伴って平均粗さ Raが増 加している。 ただし、 固体粒子の平均粒子径が図 2 0の場合に比べて小さいた め、 亜鉛めつき鋼板の表面に形成される圧痕が小さく、 投射密度に対する平均 粗さの増加の仕方は緩やかである。
—方、 図 2 2、 図 2 3は、 それぞれ図 2 0、 図 2 1に対応するピークカウン 卜 PP I の値を示している。 図 2 2によれば、 ピークカウン卜 PP I は投射密度の 増加に伴って一旦増加し、 投射密度が 5〜40kg/m 2の範囲でほぼ一定の値を示 す。 さらに投射密度を上昇させると、 ピークカウン卜が若干低下する傾向を示 す。
また、 図 2 3のデータでは、 固体粒子の平均粒子径が小さいため、 より緻密 な凹凸が亜鉛めつき鋼板表面に形成されるため、 ピークカウン卜 PP I の値は、 図 2 2の結果に比べて大きくなる。 なお、 投射密度の増加に伴って、 ピーク力 ゥン卜が一旦増加し、 投射密度が 2〜40kg/m2の範囲でほぼ一定値を示した後に、 若干低下する傾向を示す特徴は同じである。
図 2 2、 図 2 3において、 投射密度が小さい領域においてピークカウン卜 PP I が増加するのは、 亜鉛めつき鋼板表面に形成される圧痕の数が増加する過 程を表していると考えられる。 その後投射密度が増加してもピークカウン卜が ほぼ一定であるのは、 亜鉛めつき鋼板の表面がほぼ全面にわたって固体粒子の 衝突による圧痕が形成されていて、 さらに固体粒子を投射しても微視的凹凸の 形態はあまり変化することがないためである。 さらに投射密度が増えた場合に ピークカウン卜 PP1の値が低下するのは、 一旦全面に形成された微視的凹凸も、 さらなる固体粒子の投射によって、 凸部を中心としてつぶされてしまうことに 原因があると推測している。
このような観点から、 亜鉛めつき鋼板の表面に短周期の凹凸を付与するため には、 一定値以上の投射密度とするのは好ましくない。 本実施例の範囲からは、 投射密度として 40kg;/m2以下が適切な範囲である。 ところで、 本実施例においては投射密度の最小値を 0.7kg/m2としている。 図 2 0からは、 投射密度が 0.7kg/m2であっても平均粗さ Raとしては l^mを超え る値が得られており、 投射密度が 0.2kg/m2まで低下しても平均粗さ Raは 0.5 m程度とすることができると推定される。
また、 図 2 3からは、 投射密度が 0.2kg/m2程度であってもピークカウン卜 PPI を 200 以上にすることは十分可能であると推定できる。 実施例 2において は、 平均粗さ Raが 0.5 m、 ピークカウン卜 PPI が 200程度であっても、 固体 粒子の投射によって表面形態が調整された亜鉛めつき鋼板が、 従来法によるも のに比べて優れたプレス成形性を示すことが分かっており、 投射密度が 0.2kg/m 2程度であっても従来法によるものに比べて優れたプレス成形性を有す るといえる。
一方、 図 2 4、 図 2 5は投射する固体粒子の平均粒子径と、 亜鉛めつき鋼板 表面の平均粗さ Ra、 ピークカウント PPI との関係を示した図である。 これらは、 固体粒子として表 1中の A1、 A3、 A4、 B1、 B2、 DK D2を用いて圧縮空気の圧力 を 0.4MPa とし、 投射密度を 4~20kg/m2の範囲とした場合の結果である。 図 2 4からは、 平均粒子径が大きいほど、 亜鉛めつき鋼板表面の平均粗さ Raは増加 する傾向を示すことが分かる。 また、 固体粒子の密度が小さいアルミナに比べ て、 密度の大きい金属系粒子のほうが、 平均粗さ Raを大きくすることができる。 図 2 5からは、 固体粒子の平均粒子径が大きいほど、 亜鉛めつき鋼板表面の ピークカウン.卜 PPI が低下することが分かる。 平均粒子径が大きいほど、 亜鉛 めっき鋼板の表面に形成される圧痕の大きさが大きくなつて、 隣合う凹凸のピ ツチが増加するためである。
ところで、 図 2 4からは、 平均粒子径が 60Atmであっても平均粗さ Raとして は最大〗.5 m程度の値が得られており、 平均粒子径が lO tm程度であっても平 均粗さ Raは 0.5^m以上にすることができるといえる。 また、 その場合のピー クカウン卜 PPI も非常に大きな値が得られることは図 2 5によって明らかであ る。 このような観点からは、 実施例 2の結果から分かるように、 固体粒子の平 均粒子径が lO m程度であっても、 従来法に比べて優れたプレス成形性を示す ことは容易に推定できる。
一方、 図 2 5からは、 固体粒子の平均粒子径が 300 m程度であってもピーク カウン卜 PP I を 200以上に調整することが十分可能であるといえる。 特に、 本 実施例による条件よりも圧縮空気の圧力を低下させること、 あるいは固体粒子 として密度が小さいセラミックス系の固体粒子を使用するなど、 単一の粒子の 衝突によって形成される圧痕の大きさを小さくすることで、 ピークカウン卜 PP I を増加させることが可能である。 従って、 固体粒子の平均粒子径が 300 μ ιη 程度であっても、 従来法によって得られるピークカウン卜 ΡΡ Ι の最大値が 230 程度であることを考慮すると、 固体粒子の平均粒子径が 10~300 ΠΙの範囲にお いて、 従来法よりも優れたプレス成形性を示すといえる。
さらに、 本実施例では、 空気式投射装置を用いた場合の圧縮空気の圧力と、 亜鉛めつき鋼板の表面形態との関係を調べた。 図 2 6は圧縮空気の圧力と平均 粗さ Raとの関係を示した図である。 本図からは圧縮空気の圧力が高いほど、 平 均粗さ Raが増加していることが分かる。 また、 図 2 7は圧縮空気の圧力と亜鉛 めっき鋼板表面のピークカウン卜 PP I との関係を示したものである。 本図から は、.圧縮空気の圧力が 0. 3〜0. 4MPa程度で、 ピークカウン卜 PP I が最大値をと ることが分かる。 すなわち、 圧力が O. I MPa程度と小さい場合には、 固体粒子の 投射速度が低下するため、 亜鉛めつき鋼板の表面に十分大きさの圧痕を形成す ることができず、 圧力が 0. 7MPaと大きい塲合には、 固体粒子によって形成され る圧痕の大きさが大きくなるため、 隣合う凹凸のピッチが増加するためと考え られる。
ところで、 空気式投射装置による固体粒子の投射に関して、 固体粒子の投射 速度を直接的に測定することが困難なため、 正確な投射速度を求めることはで きないが、 竹下ら .(日本機械学会東海支部第 48 期総会講演会講演論文集、 No, 933 - 1、 1 999/3/1 9-20) による解析によって、 固体粒子の粒子径、.圧縮空気 の圧力と投射速度との関係が求められている。 本引用文献中の図からは、 圧縮 空気の圧力が 0. 2〜0. 6 Paの範囲において、 固体粒子の速度が 90〜270m/s程度 とされている。 また、 固体粒子の粒子径が小さいほど、 投射速度は増加するも のと考えられ、 本実施例における固体粒子の投射速度の最大値は 300m/s程度で あると考えられる。
実施例 6
本発明の第 6の実施例として、 実施例 1〜 5の方法とは異なり、 図 4に示す ような遠心式投射装置を使用して、 亜鉛めつき鋼板の表面形態を調整した結果 について説明する。
本実施例においても、 板厚 0. 8mmの冷延鐧板を下地として、 めっき皮膜が主 として 77相からなる溶融亜鉛めつき鋼板を使用した。 実施例 1〜5と同様に、 圧延ロール表面の平均粗さ Raが 0. 28 mのブライ卜ロールを使用して、 伸長率 0. 8%を付与する調質圧延を施した。
使用した遠心式投射装置は、 ローター直径 330mm、 最大投射速度が l OOm/sの 装置である。 ここでは、 遠心ローターの回転中心からの亜鉛めつき鋼板までの 距離 (投射距離) を 250〜500mmの範囲に設定した。 これは、 平均粒子径 300 m 以下の微細な固体粒子を投射する場合に、 投射距離が大きいと、 空気中の減 衰によって鋼板表面に衝突するときの速度が低下して、 亜鉛めつき鋼板の表面 に十分な凹凸を付与することができなくなるため、 可能な範囲で投射距離を近 づけることが有効であるためである。
図 2 8、 図 2 9は、 固体粒子としてハイス (B1 ) を用いて、 遠心ローターの 回転数を 3600rpmとして、 亜鉛めつき鋼板表面に投射した結果を示す図である。 このとき固体粒子の供給量を変更して投射密度を調整した。 投射密度は、 固体 粒子が投射された面積に対する固体粒子の総投射量の割合として求めた。
図 2 8は、 投射密度と亜鉛めつき鋼板表面の平均粗さ Raとの関係を示した図 である。 実施例 5の結果と同様に、 投射密度の上昇に伴って平均粗さ Raは増加 する傾向がみられる。 また、 図 2 9はピークカウン卜 PP I との関係を示したも のであり、 投射密度の増加とともにピークカウント PP I も増加し、 その後投射 密度が 4〜40kg/tn2の範囲でほぼ一定の値を示す傾向は、 空気式投射装置による 場合と同様である。
—方、 図 3 0〜図 3 2は、 それぞれ、 固体粒子としてハイス、 SUS304、 高炭 素鋼を使用して、 それぞれの粒子をふるい分けによって分級したものを、 遠心 式投射装置によって亜鉛めつき鋼板表面に投射した結果を示す図である。 投射 条件としては、 遠心ローターの回転数を 3600rpmとして、 投射密度を 6 kg/m2と した。 図 3 0〜図 3 2は、 このような条件のもとで付与された亜鉛めつき鋼板 表面の平均粗さ Raとピークカウン卜 PP Iの関係を示したものである。
いずれの場合も、 固体粒子の粒子径が大きいほど、 平均粗さ Raが増加して、 ピークカウン卜 PP I が低下する傾向にある。 これは、 実施例 5に示した空気式 投射装置と同様に、 固体粒子の粒子径が大きいほど、 亜鉛めつき鋼板表面に形 成される圧痕が深くなることで平均粗さ Raが大きくなると共に、 隣接する凹凸 のピッチが大きくなることでピークカウン卜 PP Iが低下するためである。
さらに、 本実施例では遠心ローターの回転数を変更することで、 固体粒子の 投射速度の影響を調べた。 使用した固体粒子は、 SUS304 (A2, A3) およびハイス (B1 )であり、 投射密度を 5〜10kg/m2とした。 図 3 3は亜鉛めつき鋼板表面の平 均粗さ Raと投射速度との関係を調べた結果を示すものである。 なお、 投射速度 とは、 遠心ローターから投射される粒子の初期投射速度をいう。 本図からは、 投射速度の増加とともに、 平均粗さ Raが増加していることが分かる。
また、 投射速度とピークカウン卜 PP I との関係を示したものが図 3 4である。 本図からは、 投射速度が大きいほど、 ピークカウン卜 PP I が増加する ί頃向がみ られる。. これは、 投射速度が低い領域では、 単一の粒子が亜鉛めつき鋼板の表 面に衝突して形成される圧痕の大きさが小さくなるため、 亜鉛めつき鋼板の表 面全体に隙間なく微視的凹凸を付与するためには、 より大きな投射密度を必要 とするためである。 従って、 投射速度が小さい場合であっても、 投射密度を増 加させることで、 ピークカウン卜 ΡΡ Ιを増加させることは可能である。
ところで、 図 3 3からは、 平均粒子径が 100 mの SUS304粒子 (A3) では、 投射速度が 45m/sであっても平均粗さ Raとしては 1. 4 ΠΙ程度の値が得られて おり、 投射速度が 30m/s程度であっても平均粗さ Raは 1 _t m程度に調整するこ とは可能である。 また、 平均粒子径が 65 t mのハイス粒子 (B1 ) を使用しても、 投射速度 30m/sにて平均粗さ Raを 0. 5 ^m程度に調整できることになる。 さらに、 図 3 4からは、 投射速度が 30m/s 程度であってもピークカウント PP I を 200 程度にすることも十分可能であることが分かる。 実施例 2において 示した摺動特性は、 亜鉛めつき鋼板表面の平均粗さ Raが 0. 5 m程度で、 ピ一 クカウン卜 PP I が 200程度であっても従来法に比べて優れた特性を示すことを 考慮すると、 固体粒子の投射速度としては、 30m/s 以上とすれば、 優れたプレ ス成形性を有する亜鉛めつき鋼板を製造することができる。
実施例 7
本発明の第 7の実施例として、 実施例 6において説明した遠心式投射装置を 用いて表面形態を調整した亜鉛めつき鋼板のプレス成形性等について説明する。 図 3 5は、 固体粒子として SUS304 (Al )、 ハイス (B1 ) を使用して、 実施例 6と同様な方法によつて表面形態の調整を行つた亜鉛めつき鋼板の光学顕微鏡 写真である。 いずれの場合も、 表面に微細なディンプル状の凹部が付与されて おり、 空気式投射装置で得られた表面形態と同様のものとなっている。
また、 遠心式投射装置によつて固体粒子を投射し表面形態を調整した亜鉛め つき鋼板を用いて、 摺動特性等を調べた結果を表 6に示す。 これは遠心ロー タ一回転数 3600 rpm、 投射密度は 6 kg/m2、 投射距離が 300mmの条件で固体粒子 を投射した亜鉛めつき鋼板についての結果である。 なお、 固体粒子投射前の亜 鉛めつき鋼板表面のうねり Wcaは 0. 25 μ mであつた。
表 6
Figure imgf000050_0001
表 6中の摩擦係数は、 実施例 2で示した空気式投射装置による亜鉛めつき鋼 板と同等の値を示しており、 従来法による亜鉛めつき鋼板の摩擦係数 (B条件 ) が、 0· 24~0. 3であることを考えると、 優れたプレス成形性を示すといえる。 さらに、 固体粒子投射後の鋼板表面のうねり Wcaも 0. 4 m以下であり、 実施例 4において示した結果と同等の優れた塗装後鮮映性を示すことが確認された。 以上のように、 固体粒子を投射して亜鉛めつき鋼板の表面形態を調整する場 合に、 機械式投射法および空気式投射法とを比較すると、 空気式投射法に比べ て機械式投射法は投射速度が低いために、 平均粗さ Raをあまり大きくすること はできないものの、 得られた亜鉛めつき鋼板のプレス成形性および塗装後鮮映 性共はほぼ同等である。 従って、 本発明において固体粒子を投射する具体的手 段は、 亜鉛めつき鋼板のプレス成形性を向上させるのに本質的な影響を及ぼす ものではなく、 一定の投射速度によって、 比較的微細な固体粒子を亜鉛めつき 鋼板の表面に投射することが可能であれば、 他の手段によって固体粒子を投射 しても、 優れたプレス成形性および塗装後鮮映性を備えた亜鉛めつき鋼板を製 造することが可能である。
実施例 8
本発明の第 8の実施例として、 亜鉛めつき鋼板として電気亜鉛めつきを施し たものに固体粒子を投射した結果について述べる。
本実施例では、 冷間圧延、 焼鈍後、 電気亜鉛めつきを施した亜鉛めつき鋼板 の表面に、 実施例 1と同様な空気式投射装置を用いて固体粒子を投射した。 な お、 亜鉛めつき皮膜の付着量は 46g/m 2であり、 固体粒子の投射条件は表 7に示 すようなものである。
表 8は、 固体粒子投射後の表面形態および摺動試験にて得られた摩擦係数を 示している。 いずれの評価方法も実施例 1 ~ 4において示したものと同様の方 法である。 また、 表 8には比較例として、 固体粒子投射前の電気亜鉛めつき鋼 板について同様の評価を行った結果を併記している。
表 8の結果からは、 溶融亜鉛めつき鋼板の表面形態を調整した場合と同様に、 高速高面圧条件 (A条件) および低速低面圧条件 (B条件) のいずれの摺動試 験においても、 固体粒子の投射を行っていない亜鉛めつき鋼板よりも優れた特 性を示していることが分かる。
以上のように、 固体粒子を亜鉛めつき鋼板の表面に投射してその表面形態を 調整する場合には、 その対象とする亜鉛めつき鋼板が溶融亜鉛めつき鋼板であ ると、 電気亜鉛めつき鋼板であるとを問わず優れたプレス成形性を示すことに なる。 すなわち、 表面に微細なディンプル状の表面形態を付与することが、 プ レス成形性を向上させる効果をもたらすものであり、 他の亜鉛めつき鋼板に適 用しても同様の効果を得ることができる。 表 7
Figure imgf000052_0001
表 8
付 投射後表面粗さ 摩擦係数
平均粗さ ピークカウン卜 PPI (B条件)
E1 1.34 ttn 266 0.187
E2 1.3〗 m 342 0.196
比較例 0.83 Atm 108 0.259
実施の形態 2 :
実施の形態 2— 1は、 亜鉛めつきを施した鋼板に調質圧延を施した後、 その片面 または両面に、 平均粒子径 30〜300 の固体粒子を遠心式投射装置によって、 遠心 式投射装置のローター回転中心から金属鐧帯までの距離を 700画以下として投射し、 表面の平均粗さ Raを 0. 5〜5 tm、 ピークカウント PP Iを 100以上、 中心線うねり Wcaを 0. 8 以下に調整することを特徴とする亜鉛めつき鋼板の製造方法である。
実施の形態 2—1においては、 固体粒子を投射することで、 亜鉛めつき鋼板の皮 膜に粒子の衝突による圧痕を形成し、 それにより表面粗さを付与することを基本原 理としている。 多数の固体粒子を亜鉛めつき鋼板に衝突させることで、 その表面に 多数の凹凸が形成され、 表面粗さが付与されることになる。 このときの凹凸の深さ や大きさなどの形態は、 固体粒子のもつ運動エネルギーや粒子径、 単位面積当たり の投射量、 亜鉛'めっき鋼板の皮膜硬度に応じて決定される。
実施の形態 2— 1では、 プレス成形性、 塗装後鮮映性に優れた亜鉛めつき鋼板を 得るために、 固体粒子の投射によって形成される表面粗さとして、 平均粗さ Raを 0. 5〜5 I かつピークカウン卜 PP Iを 100以上に調整する。 平均粗さ Raが 0. 5 t m未 満の場合には、 プレス加工時の金型との間の保油性を十分確保することができず、 5 を超えると、 表面の微視的な凸部と金型との接触が局所化して、 その部分を起 点とした 付きが生じやすいためである。 また、 ピークカウン卜 PP Iを 100以上とす るのは、 PP Iが高いほど密な凹凸が形成され、 プレス加工時の保油性を向上させる と共に、 長周期の凹凸を低減させ、 塗装後の鮮映性を向上させるためである。 なお、 鋼板のピークカウン卜は高いほど優れたプレス成形性と塗装後鮮映性を示すもので ある。
従来技術として用いられている調質圧延による表面粗さの付与方法では、 圧延 ロールに形成した凹凸を亜鉛めつき鋼板に転写させるという間接的な手段を用いる ため、 鋼板に付与できるピークカウン卜もあまり大きくすることができない。 特に、 圧延ロールの平均粗さを大きくすると、 ピークカウン卜 PP Iを大きくすることがで きないため、 鋼板に付与されるピークカウン卜 PP Iは 200程度が限界である。
それに対して、 本発明による亜鉛めつき鋼板の製造方法においては、 固体粒子を 直接鋼板に投射して表面粗さを付与するので、 粒子径、 投射速度等を調整すること で、 ピークカウン卜 PP Iが 400以上のものを得ることもできる。
また、 固体粒子の投射によって形成される圧痕はディンプル状の形態を有するた め、 プレス加工時の保油性を向上させる役割を果たし、 通常の調質圧延によって表 面粗さを調整した鋼板よりも優れたプレス成形性を発揮するという利点がある。 し たがって、 調質圧延によって表面粗さを付与した亜鉛めつき鋼板と同一の平均粗 さ Ra、 ピークカウン卜 PP Iであっても、 摺動時の摩擦係数が低くなつて、 良好なプ レス成形性を発揮する。
実施の形態 2— 1では、 投射する固体粒子として 30~300 の平均粒子径を有す るものを用いることによって、 高いピークカウン卜 PP Iを得るようにしている。 平 均粒子径が 300 μ. mを超えると、 亜鉛めつき鋼板の表面に形成される凹部が大きくな り、 密な凹凸を形成することができない。 この場合、 凹凸のピッチが大きくなつて プレス成形性の面から好ましくないと同時に、 長周期の凹凸すなわち鋼板表面のう ねりが大きくなつて、 塗装後の鮮映性が悪化することになる。 したがって、 投射す る固体粒子は 300 ΐη以下であることが必要で、 150 tm以下とするとより大きな効果 を得ることができるので好ましい。 一方、 固体粒子の平均粒子径が 30 At mを下回る と、 固体粒子の速度が空気中で低下するため、 亜鉛めつき鋼板の表面に必要な粗さ を付与することができない。
以上のような固体粒子を金属鋼帯の表面に投射する手段として、 本発明では遠心 式投射装置を用いる。 遠心式投射装置は、 空気式投射装置に比べてエネルギー効率 が高く、 投射された固体粒子が扇状に広がることから、 広範囲にわたって固体粒子 を投射できる点が優れているからである。 ただし、 従来の遠心式投射装置は、 より 広い面積をカバ一するために、 投射距離を 1〜1. 5m程度としているおり、 固体粒子 の粒子径が 300 μπι以下の場合には、 空気中の減衰により鋼板に衝突するときの運動 エネルギーが大幅に低下して所期の目的を達成できないとされていた。
本発明者らは、 前記のような微細な固体粒子を効率的に投射して金属鐧帯の表面 粗さを調整する方法として、 投射距離 (遠心式投射装置のロータ一回転中心から金 属鋼帯までの最短距離) を 700隱以下と従来に比べて大幅に短縮することで、 これ までの常識とは逆に、 表面粗さを効果的に付与できる面積が拡大することを見出し た。 また、 投射距離が短いほど鋼板表面に形成される凹凸が密に形成され、 加えて 表面粗さの付与に必要な投射密度も従来技術に比べて低減できることを見出した。 一般に市販される固体粒子は一定の粒子径分布を有しており、 例えば平均粒子径 が 60 μιτι程度の金属ショッ卜粒子の場合に、 その粒子径は 30 t m程度のものから 100 m程度のものまで含まれているのが通常である。 このとき、 投射距離が 1 m程度 離れていると、 小さい粒子は減速して、 亜鉛めつき鋼板に衝突しても表面に凹部を 形成することができず、 もつばら大きい粒子が鋼板表面に凹部を形成することにな る。 したがって、 投射した固体粒子のなかで粒子径が小さいものは、 表面粗さの付 与には全く寄与せず、 粒子径の大きいもののみが効果を発揮することになる。
ところが、 投射距離を従来技術に比べて大幅に短くすることによって、 小さな粒 子が減速せずに鋼板表面に衝突し、 密な凹凸が形成される。 また、 表面粗さの付与 に寄与する粒子の割合が大幅に増加するため、 大量の固体粒子を投射する必要がな くなるという利点がある。 さらに、 鋼板表面の投射部分のうち粒子速度が高い領域 が増加する。 投射部分の端部であっても有効に表面粗さを付与できる結果、 所定の 表面粗さが得られる面積も拡大する。
投射距離を 700圓以下とすることにより、 300 ; m以下の微細な粒子も、 表面粗さ の形成に寄与するようになり、 少ない投射密度であっても広い面積にわたって密な 凹凸を付与することが可能となる。 なお、 現在一般に使用されている遠心式投射装 置のローター直径は、 200〜550國程度であるため、 投射距離はローター半径よりも 大きく、 望ましくはロータ一直径と同程度か、 それよりも短い距離に設定すること でよリ大き 効果を得ることができる。
なお、 実施の形態 2— 1における固体粒子の投射速度は 60m/s以上であることが 望ましい。 投射速庹が小さい場合には、 亜鉛めつき鋼板に衝突する固体粒子の運動 エネルギーが小さいため、 表面粗さを付与するのが困難になるからである。 現在の 遠心式投射装置の投射速度はロー夕一直径 200〜550mm、 ローター回転数 4000rpmの 場合に最大 100m/s程度であり、 空気式投射装置に比べて投射速度が小さいものの、 投射距離を 700mm以下とすることによって、 初速度が 60m/s程度でも十分表面粗さの 付与が可能となる。
一方、 実施の形態 2― 1は最終的な亜鉛めつき鋼板の表面粗さを調整するもので あり、 亜鉛めつき鋼板の調質圧延を行って、 鋼板の機械的性質を調整した後に、 固 体粒子を付与するのが望ましい。 このとき、 調質圧延では、 表面粗さを付与しても、 しなくても構わない。 比較的大きな粗さを付与した圧延ロールを使用して調質圧延 を行っても、 固体粒子の投射によって、 その凹凸のほとんどは変形して、 短周期の 凹凸は消滅してしまうからである。 ただし、 ブライトロール等の表面粗さが小さい 圧延ロールを使用して、 調質圧延を行うことで、 亜鉛めつき鋼板の表面の凹凸が予 めフラットになって、 長周期の凹凸も平坦化される。 このような状態で、 固体粒子 を投射して短ピツチの凹凸を付与することで、 長周期の凹凸を低減させることがで さる。
実施の形態 2― 1が対象とする亜鉛めつき鋼板は、 合金化溶融亜鉛めつき鋼板、 主として 層から構成される亜鉛めつき鋼板、 電気亜鉛めつき鋼板等が対象とされ る。 これらは、 自動車用途を中心として、 プレス成形性や塗装後鮮映性が要求され るため、 表面に微細で緻密な凹凸を形成することが要求されるからである。 ただし、 本発明はそれらに限定されることなく、 亜鉛—アルミニウム合金めつき鋼板に適用 して、 緻密な凹凸を形成することで、 めっき皮膜部の粒界を消去して、 光沢のある 塗装鋼板を得ることが可能である。
また、 調質圧延による表面粗さの付与方法と異なり、 塑性変形が生じる領域が表 面近傍に限られ、 粒子径が小さいほど鋼板内部への影響が小さくなるため、 皮膜部 分のみに凹凸を形成して、 母材への影響が生じないように表面粗さの付与が可能と なる点で、 調質圧延による表面テクスチャーの形成と異なる。 したがって、 皮膜部 分のみに凹凸を形成すると同時に、 その部分を局所的に硬化させて、 プレス加工時 の摺動特性を向上させる効果も生じる。
実施の形態 2— 2は、 実施の形態 2— 1において、 前記調質圧延において、 鋼板 の中心線うねり Wcaを 以下に調整することを特徴とするものである。
調質圧延において、 鋼板の中心線うねり Wcaを 0. 7 m以下に調整しておけば、 固 体粒子を投射して短周期の凹凸を付与しても、 亜鉛めつき鋼板表面の中心線うねり Wcaを 0. 8 μ ιτι以下に抑えることができる。 製品の中心線うねり Wcaが 0. 8 t tn以下であ れば、 自動車用外板用途等に対する塗装後鮮映性としては十分なものとなる。
実施の形態 2 - 3は、 実施の形態 2— 1または実施の形態 2— 2において、 前記 固体粒子の平均投射密度が 0. 2〜40kg/m2であることを特徴とするものである。
投射距離を 700國以下、 望ましくはローター直径と同程度か、 それよりも短い距 離に設定することで、 表面粗さの付与に有効な粒子の割合が増加するため、 従来技 術に比べて投射密度を低減することが可能となる。 このとき遠心式投射装置を用い た場合、 投射された粒子は扇状に広がって鋼板に衝突することになるが、 厳密には 鋼板上の位置によつて投射密度が異なる。 ここでは、 各位置での投射密度を平均し たものを平均投射密度と呼ぶ。
平均投射密度が 0. 2kg/m2を下回る場合には、 鋼板に衝突する粒子数がすくないた め、 十分密な凹凸を形成することができなくなる。 一方、 平均投射密度が 40kg/m 2 を超えると、 必要以上の粒子を投射することになつて、 一旦形成した凹凸がその後 に投射される粒子によってつぶされてしまう。 すなわち、 投射密度が過大であると、 亜鉛めつき鋼板のピークカウン卜 PP Iが低下することになる。 また、 種々の大きさ の粒子が衝突し、 その衝突頻度が高くなると、 長周期の凹凸が大きくなる。
その結果、 亜鉛めつき鋼板の中心線うねリ Wcaが増加して、 必要な塗装後の鮮映 性を確保することができない。 また投射密度が過大になると固体粒子によリ鋼板表 面が研削され減量し、 あるいは投射速度が高い条件と重なると表層の急激な温度上 昇が起こり組織変化を生じる場合もある。 そこで、 実施の形態 2— 3では平均投射 密度を 0. 2〜40kg/m2の範囲に限定する。
なお、 実施の形態 2— 3では、 低い投射密度であっても良好な表面粗さの付与が 可能となるので、 固体粒子投射前後の中心線うねり Wcaの変化が小さいことが特徴 として挙げられる。 すなわち、 固体粒子投射前の中心線うねり Wcaをそれほど小さ くしなくても、 固体粒子投射後の中心線うねり Wcaがあまり悪化することはない。 実施の形態 2— 4は、 実施の形態 2— 1から実施の形態 2— 3のいずれかにおい て、 前記固体粒子として、 平均粒子径を dとするとぎ、 粒子径が 0. 5 d ~ 2 dの範 囲に含まれる粒子の重量比率が 85 %以上であることを特徴とするものである。 粒子径が平均粒子径 dの 2倍を超える粒子が多く含まれる場合には、 空気中での 減衰が小さいため、 鋼板表面に大きな凹部を形成して、 細かなピッチの凹凸を形成 するのが難しくなる。 一方、 平均粒子径 dに対して、 0. 5 dを下回る粒子が多く含 まれる場合には、 それらの粒子は表面粗さの付与に寄与しなくなるため、 一定の表 面粗さを得るために必要な投射量が増大してしまう。
発明者らの試験結果によれば、 粒子径 0. 5 d〜2 dの範囲に含まれる粒子の重量 比率が 85%以上であれば、 実用上投射量が増大することなく、 密な凹凸を表面に形 成することが可能となることが判明した。 密な凹凸を形成するという面のみからは、 粒子径分布がシャープで、 すべての粒子が平均粒子径 dであれば理想的であるが、 そのように分級した粒子は粒子製造時の歩留りが大幅に低下するため、 価格が上昇 し経済的ではない。
実施の形態 2 - 5は、 実施の形態 2― 1から実施の形態 2一 4のいずれかにおい て、 固体粒子がほぼ球形であることを特徴とするものである。
遠心式投射装置を用いたものとして、 粒子形状が球形であるショッ卜ブラス卜あ るいは角張った形状であるダリッ卜ブラス卜が知られている。 前者は被加工材表面 を硬化させるショットピーニング効果を得るために使用され、 後者は、 表面を研削 する、 いわゆるショットブラス卜のために使用されるのが通常である。 本発明が対 象とする表面粗さの付与においては、 ほぼ球形のショッ卜粒子を使用するのが鋼板 のプレス成形性の観点から望ましい。 すなわち、 ほぼ球形の粒子を使用した場合に は、 圧痕として鋼板の表面に微細なディンプルが多数形成される。 このような鋼板 をプレス成形する場合に、 微細なディンプルがプレス油の保油性を高めるため、 プ レス加工時の摩擦係数を低下させると共に、 金型との型かじりを防止する効果が生 じるためである。
なお、 実施の形態 2— 5において 「ほぼ球形」 とは、 完全な球でなくてなくても、 社会通念上球とみなされるもの、 および長径と短径の平均径からの差がそれぞれ平 均径の 20%以内の、 楕円球状のものをも含む意味である。
実施の形態 2— 6は、 実施の形態 2—〗から実施の形態 2— 5のいずれかにおい て、 前記固体粒子の密度が 2 g/cm3以上であることを特徴とするものである。 固体粒子の密度が 2 g/cm 3を下回る場合には、 固体粒子の質量が小さくなリ、 空 気中での減衰が大きいとともに、 鋼板に衝突するときの運動エネルギー自体が小さ くなくなる。 よって、 固体粒子の密度が 2 g/cm 3以上であることが好ましい。 例え ば炭素鋼、 ステンレス鋼、 高速度工具鋼 (ハイス) 等の金属系微粒子が好適である。 タングステンカーバイドのような超硬合金でも良い。 ただし、 アルミナ、 ジルコ二 ァ、 ガラズビーズのように比較的比重が小さくても、 平均粗さ Raが 1 . 0 m以下の領 域であれば、 表面粗さを付与することができる。
実施の形態 2— 7は、 実施の形態 2— 1から実施の形態 2— 6のいずれかにおい て、 亜鉛めつき鋼板が、 めっき皮膜が主として 7?相からなる亜鉛めつき鋼板である ことを特徴とするものである。
めっき皮膜が主として 7?相からなる亜鉛めつき鋼板は、 合金化溶融亜鉛めつき鋼 板等のめっき皮膜に比べて皮膜自身が柔らかく、 かつ融点が低いことから、 より凝 着が発生しやすいため、 同一の平均粗さであれば、 プレス成形性に劣る。 よって、 前記第 1の手段から第 4の手段を適用する効果が特に大きい。 また、 めっき皮膜が 主として r?相からなる亜鉛めつき鋼板の場合には、 皮膜自体が軟質であるため、 固 体粒子を投射した場合に容易に圧痕を形成し、 表面粗度の付与が容易である。
本発明の実施の形態の 1例である亜鉛めつき鋼板の製造方法を実施するための設 備の例の概要を図 3 7に示す。 図 3 7は、 亜鉛めつき鋼板 1 0 1を連続的に搬送し ながら、 複数の遠心式投射装置 1 0 3 a ~ 1 0 3 dによって亜鉛めつき鋼板 1 0 1 の表面粗さを調整するための設備を示している。 亜鉛めつき鋼板 1 0 1としては、 冷間圧延、 焼鈍、 亜鉛めつきが施され、 ブライ卜ロールを用いて調質圧延を行った ものが適している。 ブライ卜ロールとは Raが 0. 3 ΙΠ以下に平滑に研削仕上げされた ロールである。
図 3 7においては、 そのような亜鉛めつき鋼板 1 0 1をペイオフリーソレ 1 3 0に 装入し、 テンションリール 1 3 1で巻き取っている。 このとき入側ブライドルロー ル 1 1 1と出側ブライドルロール 1 1 3との間で張力が付与された状態で、 亜鉛め つき鋼板 1 0 1が連続的に搬送される。
遠心式投射装置 1 0 3 a ~ 1 0 3 dは、 チャンバ一で囲われたブラス卜室内に配 置される。 遠心式投射 置 1 0 3 a〜1 0 3 dに対しては、 固体粒子の定量供給装 置 1 0 4 a〜 1 0 4 dから一定量の固体粒子が供給される。 また、 遠心式投射装置 1 0 3 a〜1 0 3 dから投射された粒子は、 ブラス卜室 1 0 2内で回収され、 分級 機 1 0 6に移送される。 分級機 1 0 6によって選別された粒子は、 ストレージタン ク 1 0 5を通じて、 定量供給装置 1 0 4 a ~ 4 dに送られる。.なお、 図には明示し ていないが、 分級機によって選別された粉じんは集塵機に送られ集塵処理される。 亜鉛めつき鋼板 1 0 1上に残留又は付着した固体粒子は、 クリーナーブロア Ί 0 7 によってパージされて除去される。
図 3 8は、 遠心式投射装置を模式的に示した図であり、 モーター 1 4 3によって 駆動されるローター 1 4 1に取り付けられたブレード 1 4 2から、 遠心力によって 固体粒子が投射される。 固体粒子は、 図 3 7の定量供給装置 1 0 4 a〜1 0 4 dか ら粒子供給管 1 4 4を通してローターに供給される。 一般的な遠心式投射装置の ロータ一直径は、 200〜550 m m程度であり、 ブレード幅が 20〜 50m m程度、 ロー 夕一回転数として 2000〜4000 rpm程度のものが使用される。 また、 駆動モーターと しては最大出力 55kW程度のものがあるが、 本発明では固体粒子の投射密度を低く抑 えられるので低出力のモーターが使用できる。 ローター回転数の上限は、 ブレード の摩耗によるガ夕ゃ偏荷重が遠心式投射装置の振動を増大させることから制限を受 け、 投射速度は〗 00m/s程度が上限である。
本実施の形態では、 このような遠心式投射装置のローター 1 4 1の回転中心から 溶融亜鉛めつき鋼板 1 0 1のまでの距離 (図 3 8に示す投射距離) を 700画以下、 望ましくは口一夕一 1 4 1の半径よりも大きく、 かつローター 1 4 1の直径と同程 度か、 それよりも近い位置に設置する。 また、 ローターの回転数を可変とすること で、 固体粒子の投射速度を調整することができ、 本実施の形態では、 これを 60m/s 以上としている。 固体粒子の投射速度は、 固体粒子がローターに取り付けられたブ レード先端から離れるときの粒子速度であり、 ローターの接線方向の速度成分と、 それと垂直方向の速度成分の合成となる。
一方、 使用する固体粒子は、 平均粒子径が 30〜300 μιηのものとしている。 特に、 平均粒子径が 150 以下で、 密度 2g/cm3以上の球形のショッ卜粒子を使用すること が望ましい。 また、 粒子の粒子径分布を調整して.、 平均粒子径 dに対して、 粒子径 0. 5 d〜2 dの範囲に含まれる粒子の重量比率を 85%以上とすることが望ましい。 図 3 7は、 このような粒子を循環して使用する設備を示しているが、 分級機 1 0 6によつて固体粒子の粒径分布を一定の範囲に制御することが可能である。 分級機 の方式としては、 振動ふるい式、 サイクロン、 風力選別法などが挙げられ、 これら を単独で用いる場合もあるが、 組み合せて最適な分級能力を発揮させる場合もある。 本発明における亜鉛めつき鋼板 1への固体粒子の投射密度は、 〜 40kg/m2とする のが望ましい。 そのため、 鋼帯のライン速度に応じて、 定量供給装置 1 0 4 a〜1 0 4 dから一定量の固体粒子を遠心式投射装置に供給する。 定量供給装置は、 配管 中に弁を設けてその開度を調整する等の方法で、 一定時間内での投射重量を制御す る。
固体粒子が投射され表面粗さが付与された亜鉛めつき鋼板 1 0 1は、 検査台 1 1 4において表面粗さを測定し、 羊均粗さ Ra、 ピークカウン卜 PP Iが所定の値となる かどうかを判定して、 必要があれば遠心式投射装置 1 0 3 a〜1 0 3 dのローター 1 4 1の回転数、 投射密度を変更することで調整を行う。 また、 ブライドルロール 1 1 3の下流側に表面粗さ等を測定する機器を配置して、 その測定結果に基づいて、 固体粒子の投射速度および投射量を変更してもよい。 さらに、 固体粒子投射前の中 心線うねり Wcaが一定値以下となつて t、ることを確認するための計測器を配置して もよい。 以上の表面粗さ測定器は、 接触式の測定器を使用してもよいが、 光学式の 測定器を用 、て非接触で行うのが望ましい。 さらには C C Dカメラ等によつて鋼板 の表面形態を撮影し、 固体粒子の圧痕の大きさを画像処理によつて判定する平均粗 さやピークカウン卜を判定してもよい。
本発明の実施の形態の他の例である亜鉛めつき鋼板の製造法を実施するための設' 備の例の概要を図 3 9に示す。 図 3 9に示される設備は、 連続溶融亜鉛めつきライ ンに図 3 7に示す設備を配置したものであり、 図 3 7に示された構成要素と同じ構 成要素には同じ符号を付している。
溶融亜鉛めつきラインのめっき浴 1 3 4の下流側に、 調質圧延機 1 2 0を配置し、 さらにその下流側に強制乾燥装置 1 2 2、 ブラス卜室 1 0 2を配置した設備列であ る。 溶融亜鉛めつきラインでは、 冷間圧延後の鋼板をペイオフリール 1 3 0に装入 し、 電解清浄装置 1 3 2を通した後、 焼鈍炉 1 3 3において再結晶焼鈍が行われる。 その後、 めっき浴 1 3 4において亜鉛めつき皮膜を形成した後、 エアワイパー 1 3 5で膜厚調整が行われる。 その後、 合金化溶融亜鉛めつき鋼板を製造する場合に は合金化炉 1 3 6を作動させ、 合金化処理を行う。 皮膜が主として 7?相からなる亜 鉛めつき鋼板は合金化炉 1 3 6を使用せずに同一のラインで製造される。
通常の溶融亜鉛めつきラインでは、 調質圧延機 1 2 0による調質圧延が行われた 後に、 ィ匕成処理装置 1 3 7により化成皮膜が付与される場合と、 防鑌油が塗布され て、 そのまま巻き取られる場合がある。 一方、 図 3 9の実施の形態では、 調質圧延 の入側および出側に水あるいは調質圧延液を噴射するノズル 1 2 5 a ~ 1 2 5 dを 配置し、 さらにその下流側に強制乾燥装置 1 2 2を配置する。 これは、 亜鉛めつき 鋼板 1 0 1上に付着した水分を予め乾燥させた後に、 固体粒子を投射するためであ る。 ただし、 亜鉛めつき鋼板 1 0 1上に付着した水分が少ない場合や水分が自然乾 燥する場合には必ずしも乾燥装置 1 2 2を必要としない。
以上のような設備列に配置することで、 調質圧延機 1 2 0では、 材料の機械的特 性を調整するためにブライ卜ロールを用いて調質圧延を行い、 その下流側に配置し た遠心式投射装置 1 0 3 a ~ 1 0 3 dを用いて亜鉛めつき鋼板 1 0 1の表面粗さを 調整することができる。 本実施の形態による表面粗さの調整方法は、 従来技術に比 ベて投射密度を小さくすることができるので、 循環すべき固体粒子の量が少なくて 済み、 ライン速度が 100mpm程度であっても溶融亜鉛めつきおよびそれに続く調質圧 延機と同一ライン内で、 表面粗さ付与処理を行うことができる。
実施例 1
板厚 0. 8闘の冷延鋼板を下地として、 めっき皮膜が主として ?7相からなる溶融亜 鉛めつき鋼板に対して、 図 3 8に示す遠心式投射装置を用いて表面粗さを付与した 結果について説明する。
固体粒子を投射する前の鋼板は、 溶融亜鉛めつき後に調質圧延にて 0. 8 %の伸長 率を付与したものを用いた。 調質圧延における伸長率の付与は、 材質調整を目的と したものであり Ra0. 28 t mに仕上げたブライ卜ロールを用いた。 調質圧延後の鋼板 の平均粗さ Ra、 ピークカウン卜 PPI、 中心線うねり Wcaは、 それぞれ 0. 25 m、 48、 0· 4 であった。
使用した遠心式投射装置は、 ロータ一直径が 330mm、 最大投射速度が 92m/sの装置 である。 固体粒子としては、 図 3 9に示す粒径分布をもった平均粒子径 60 の SUS304粒子を使用した。 これはほぼ球形の形状をした粒子である。 すなわち長径と 短径の平均径からの差が平均径の 20%以内のものを 95%以上含む形状である。 本実 施例では、 固体粒子の投射速度が 92m/sとなる口一夕一回転数として 3600rpmに設定 し、 連続的に移送される亜鉛めつき鋼板に 1台の遠心式投射装置を用いて投射を行 つた。 遠心式投射装置は、 鋼帯の進行方向に垂直な平面内でローターが回転する配 置としている。 すなわち、 鐧帯表面の幅方向に向かって固体粒子を投射するように 配置した。
本実施例では、 鋼板のライン速度を 90mpmとして、 固体粒子の投射量を 225kg/mi n に設定した。 固体粒子を投射した亜鉛めつき鋼板のサンプルについては、 鋼板の板 幅方向に平均粗さ Raおよびピークカウン卜 PP Iの分布を測定した。
図 4 0に、 投射距離を 250~ 1000画の範囲で変更した場合の平均粗さ Raおよび ピークカウン卜 PP Iの板幅方向の分布を示す。 図 4 0の横軸は、 図 3 8において ロータ一 1 4 1の回転中心直下の位置を原点として、 向かって右側を正と定義した。 図からは、 投射距離が 1000闘の場合には、 Ra、 PPI共に固体粒子投射前の表面粗さ と大きな違いがみられないが、 投射距離が 700麵以下であれば、 平均粗さ Raが 0. 5M nt以上でピークカウント PP Iが 100以上となることが分かる。 また、 投射距離が 500mm 以下であれば、 広い範囲にわたってピークカウント PP Iを 300以上にすることができ、 従来の調質圧延では付与することができなつた高いピークカウン卜有する亜鉛めつ き鋼板を得ることができる。
ところで、 図 4 0は、 投射距離が短いほど平均粗さやピークカウン卜が高い値を 示す範囲が拡大していることを示している。 これは、 投射距離が短いほど固体粒子 が減速せずに鋼板に衝突すること、 および投射幅端部に衝突する小さな粒子であつ ても減速せずに鋼板に衝突し、 密な凹凸が形成されるためである。 遠心式投射装置 では、 固体粒子はローターから扇状に投射されるので、 投射距離が大きいほど鋼板 に投射される面積は拡大する特性を有する。
従来技術では、 単独の遠心式投射装置でより広い面積に対して投射を行うために、 できる限り投射距離を大きくして、 投射距離を 1 m程度確保するのが通常であった が、 本発明のように微細な粒子を投射して一定の表面粗さを付与する場合には、 投 射距離を短くする方が有効であることを示している。
一方、 同様の方法で、 固体粒子の投射量を 90~450kg/m i nと'変更して、 亜鉛めつ き鋼板に表面粗さを付与した後、 その表面粗さを測定した。 固体粒子が投射された 鋼板の表面には、 投射距離に応じて、 粒子が衝突した痕跡が残留しており、 圧痕が 観察される幅を投射幅と呼ぶ。 この投射幅のなかで、 所定の表面粗さが付与された 幅を有効投射幅と定義する。 ここでは便宜上平均粗さ Raが l . O t mを超え、 かつピー クカウン卜 PP Iが 400を超える範囲を有効投射幅と呼ぶ。
図 4 1は、 投射距離を 250〜1000画の範囲で変更した場合の有効投射幅をプロッ 卜したものである。 図中には、 右上の直線で投射幅を併記している。 本結果からは、 投射距離が大きしヽほど投射幅が広がるものの、 有効に表面粗さを付与できる有効投 射幅は、 投射距離が短いほど拡大することが分かる。 また、 固体粒子の投射量を増 大させなくても、 投射距離を短くする方有効投射面積の拡大を図ることができる。 また投射 S巨離が一定以上離れると、 粒子の投射量を増加させても効果的な表面粗き の付与を行うことができなくなる。
なお、 図 4 1からは投射距離が小さすぎると、 幾何学的に投射が行われる投射幅 自体が小さくなるため、 有効投射幅の上限値もそれによつて制限されていることが 分かる。 すなわち、 有効投射幅を拡大するための最適な投射距離が存在する。 これ は、 固体粒子の投射量にも依存するが、 ロータ一径 330m mを用いた本実施例では、 投射距離 300 m m前後で最大の有効投射幅が得られておリ、 口一ター直径と同様か 若干短い領域で有効投射幅が最大となることを示している。
実施例 2
本実施例では、 実施例 1と同様な試験を行い、 投射距離を近づけることによって 投射密度を低減できることを検証した。 ここでは、 実施例 Ίにおいて、 良好な結果 が得られている投射距離 250〜350 m mの範囲で、 投射密度を変更した場合の表面粗 さについて測定を行った。 なお、 使用した鋼板、 ライン速度、 遠心式投射装置の ローター回転数、 投射した粒子は同一として、 単位時間当たりの投射量を調整する ことで投射密度を変更した。 '
図 4 2は、 有効投射幅内での平均粗さ Ra、 ピークカウン卜 PP Iと投射密度との関 係を示したものである。 平均粗さ Raは投射密度の増加とともに増加し、 投射密度が 1 kg/m2を超えると、 平均粗さ Raも 0. 5 t m以上とすることができる (投射密度が 0. 2kg/m2以上となると平均粗さ Raが 0. 5 ΠΙ以上となる場合もある) 。 一方ピーク力 ゥン卜 PP iは投射密度の増加とともに増加し、 投射密度が 0· 2kg/m 2以上となると 100PP Iとなるものの、 投射密度が 40kg/m2を超えると逆に低下する傾向がみられる。 これは、 一旦形成した凹凸が、 その後に投射される粒子によってつぶされてしまう ためである。 したがって、 亜鉛めつき鋼板に高いピークカウントを付与する目的か らは、 投射密度をあまり大きくすることは逆効果である。
本発明は、 投射距離を短くすることで表面粗さを付与できる範囲を拡大させると 共に、 固体粒子中の小粒径の粒子でも鋼板に衝突するときの速度が低下しないので、 少ない粒子量であっても効果的に表面粗さの形成を可能とする。 その結果、 従来技 術のように非常に大きな投射量を必要としないという効果を得ることができる。 例えば、 亜鉛めつき鋼板の表面に、 ピークカウン卜 PP Iが 400以上となるような表 面粗さを付与する場合には、 板幅方向に 3台の遠心式投射装置を表裏面に配置すれ ば、 板幅 1250國の金属鋼帯を処理することができる。 このときライン速度 l OOmpmの 場合に、 投射密度 2. 5kg/m2にて投射する条件では、 粒子循環設備として 625kg/m i n の能力を有するものを用いればよい。 したがって、 通常のショットブラスとのよう に、 大量の粒子循環をさせるための設備を必要としない。
実施例 3
本発明の第 3の実施例として、 投射距離を 280mmとし、 投射密度が 5 kg/m2となる ように投射量を設定して、 実施例 1と同様な方法によって、 固体粒子の平均粒子径 が亜鉛めつき鋼板の表面粗さに与える影響を調査した。 使用した固体粒子はハイス の球形ショット粒子であり、 振動式ふるいを用いて分級を行った後、 平均粒子径 d に対して、 粒子径 0. 5 d ~ 2 dの範囲に含まれる粒子の重量比率が 85%以上となる ように調整した。 なお、 遠心式投射装置からの投射速度は 92m/sで一定とした。
図 4 3は、 平均粒子径と平均粗さ Ra、 ピークカウン卜 PP Iとの関係である。 平均 粒子径が大きいほど、 年均粗さ Raは増加し、 0. 3〜3 ΙΠとなるような平均粒子径は 30〜280 ΓΠ程度である。 ただし、 投射速度を低下させることで、 平均粒子径が 280 mを超えても Raを 3 im以下にすることは可能である。 一方、 ピークカウン卜 PP Iは、 粒子径の増加に伴って一旦急激に増加する。 これは、 粒子径が小さい場合には、 あ る程度微細な凹凸が表面に形成されるものの、 平均粗さ Raが小さいため、 測定した ピークカウン卜のカウン卜レベルに達しない凹凸がかなり含まれ、 PP Iの値として は小さな値を示すからである。 また、 平均粒子径が 100 よりも大きくなるとピー クカウント PP Iは低下し、 平均粒子径 300 mを超えると PP Iの値が 100を下回ること になる。
なお、 以上のような平均粗さ Raとピークカウン卜 PP Iの傾向は、 投射速度、 投射 距離、 投射密度によっても変化して、 PP Iが極値をとる平均粒子径も変化する。 例 えば、 投射速度が大きいほど、 ピークカウン卜が最大値をとる平均粒子径の値は小 粒径側に移動する。 また、 使用する固体粒子の密度によっても変化して、 密度が小 さいほど、 平均粒子径が大きい側に移動する。
実施例 4
投射距離を 280隱とし、 投射密度が 5 kg/m2となるように投射量を設定して、 実施 例 1と同様な方法によって、 固体粒子の投射速度が亜鉛めつき鋼板の表面粗さに与 える影響を調査した。 使用した固体粒子は、 図 5 0に示す平均粒子径が 65 mのハ イスの球形ショット粒子である。 ここでは、 ローター回転数を変更することによつ て、 投射速度を調整した。
図 4 4は、 投射速度の、 平均粗さ Raとピークカウン卜 PP Iへの影響を示したもの である。 図からは、 投射速度の増加に伴って、 平均粗さ、 ピークカウン卜共に増加 し、 一旦ピークカウン卜が極大値をとつた後、 若干低下する傾向が見られる。 投射 速度が小さい場合には、 固体粒子の運動エネルギーが小さいため、 亜鉛めつき鋼板 に衝突した場合に十分な圧痕が形成されないため、 平均粗さ、 ピークカウン卜とも に低い値を示すものである。 また、 投射速度が非常に高い場合には、 投射された粒 子によって形成される凹部が大きくなつて、 平均粗さ Raは増加するものの、 凹凸の ピツチが僅かながら大きくなるためピークカウン卜は若干低下する。
実施例 5
実施例 3において使用したハイスの固体粒子を使用して、 投射距離およびロー 夕一回転数を変更して、 平均粗さ Raが 1. 0〜1. 6 ^mとなるように調整しながら、 ピークカウン卜 PP Iを大きく変えた亜鉛めつき鋼板を製造した。
このようにして得られた亜鉛めつき鋼板のプレス成形性を調査するために、 平面 摺動試験によって摩擦係数を測定した。 摺動試験では、 亜鉛めつき鋼板を対向する 摺動工具で挟み、 7 MPaの接触面圧を負荷しながら、 亜鉛めつき鋼板を 1000mm/mi n の速度で引抜くときの摩擦係数を測定した。 また、 比較例として従来技術である調 質圧延によって表面粗さを付与した鋼板についても同一の条件にて測定を行った。 なお、 調質圧延は、 放電加ェにょって平均粗さを2. 4〜3.4/^、 ピークカウン卜 PPI を 240〜320の範囲で調整した圧延ロールを用 L、た。
図 4 5は亜鉛めつき鋼板のピークカウン卜と摺動試験の摩擦係数との関係を示し たものである。 本発明によって得られた亜 めっき鋼板は、 従来の亜鉛めつき鋼板 に比べて低い摩擦係数を示している。 すなわち、 鋼板と摺動工具との間の保油性が 向上して、 界面に導入される油量が向上していることを示している。 また、 図から はピークカウン卜 PP Iが大きいほど摩擦係数が低下していることが分かる。 これは、 短ピッチの凹咅が密に形成されていることによって、 界面の保油性を向上させる効 果と、 固体粒子の衝突によつて皮膜自体が硬化している効果の両者が影響を与えて いる結果である。
以上から、 本発明による亜鉛めつき鋼板は、 ピークカウン卜 PP Iが従来のものと 同程度でも良好な摺動特性を発揮すると共に、 特に調質圧延では製造することがで きない高いピークカウン卜 PP Iの領域において、 さらに優れた摺動特性を示すこと が確認された。
図 4 8 ( a ) に本実施例による亜鉛めつき鋼板の表面写真を示す。 また、 比較例 として、 従来の調質圧延によって得られた亜鉛めつき鋼板の表面写真を図 4 8 ( b ) に示す。 本発明によって製造された亜鉛めつき鋼板は、 球形の固体粒子を投射し て圧痕を形成していることから、 表面にはディンプル形状の凹凸が密に形成されて いることが分かる。 このようなディンプル状の凹凸が、 プレス加工時の工具と鋼板 との間の保油性を良好にする効果を生じさせている。
実施例 6
固体粒子を投射する前に調質圧延によって予め中心線うねり Wcaを低減した場合 の効果について検証した。 溶融亜鉛めつきを施した鋼板の表面にはめつき厚みの変 動などに起因して長周期のうねりが存在している場合がある。 本実施例においては、 亜鉛めつき後のうねりが比較的大きな鋼板を選んで、 ブライ卜ロールによる調質圧 延を行った。 ブライ卜ロールは、 その表面を平均粗さ Ra0. 25 mに仕上げたものを 使用して、 伸長率 0. 8%にて調質圧延を行った。 その後、 平均粒子径 65 のハイス 粒子を使用して、 表面粗さの付与を行い、 平均粗さ Ra1 . 18 tm、 ピークカウン卜 PP I が 440の亜鉛めつき鋼板を得た。
この各製造段階における鋼板の中心線うねり Wcaを調べた結果が図 4 6である。 図からは、 調質圧延前の鋼板のうねりが非常に大きくても、 ブライトロールによる 調質圧延を行うことで、 中心線うねり Wcaを大幅に低減することができる。 また、 固体粒子を投射した後も、 製品の中心線うねり Wcaは 0. 42 imであり、 表面に凹凸が 付与されても長周期の凹凸は低い値に抑えることが可能である。 一方、 従来の調質 圧延による表面粗さの付与を行う場合には、 調質圧延前の中心線うねり Wcaが大き いと、 微視的な凹凸を付与した調質圧延後の Wcaも大きいまま残留してしまう。 本 発明では、 調質圧延による機械的性質の調整と表面粗さの付与機能を分離している ので、 調質圧延ではブライ卜ロールを使用することができ、 素材の中心線うねリが 大きくても製品のうねりを小さくすることができる。
さらに、 調質圧延によって中心線うねり Wcaを 0. 7 m以下に調整した亜鉛めつき 鋼板を用いて、 平均粒子径 50〜120 (!1のステンレス粒子を投射したサンプルを作成 した。 この鋼板の塗装後の鮮映性を調べるために、 日本パ一力一ライジング (株) 製の 「PB- L3080J を使用して、 試験片に化成処理を施し、 次いで関西ペイント (株 ) 製の ΓΕ卜 200CU ΓΤΡ-37グレー」 「TM-13 (RC) J を使用して、 それぞれ ED塗装、 中塗り塗装、 上塗り塗装からなる 3コート塗装を施した。 このようにして塗装され た試験片の NS I C値を、 スガ試験機 (株) 製の 「写像鮮明度測定装置 NS I C型」 を使用 して塗装後の鮮映性を評価した。 なお、 NS I C値は黒板研磨ガラスを 100とし、 その 値が 100に近いほど良好な鮮映性となる。
測定結果を図 4 7に示す。 図中には、 ショットダルロールおよび放電ダルロール を用いて調質圧延によって製造したものを比較例として示している。 図から分かる ように、 調質圧延によって中心線うねり Wcaを 0. 7 tm以下に調整した亜鉛めつき鋼 板は、 固体粒子投射後も中心線うねり Wcaが 0. 8 m以下と小さな値を示し、 塗装後 鮮映性を代表する NS I C値も高い値を示している。
実施例 7
合金化処理を施した亜鉛めつき鋼板を用いて、 投射速度 92m/s、 投射距離 280mm、 投射密度 1 Okg/m 2の条件で、 平均粒子径 65 n mのハイス粒子を投射して表面粗さの付 与を行った。 その結果、 平均粗さ Raが 1. 2 μηι、 ピークカウン卜 PP Iが 350の鋼板を得 た。
この鋼板からサンプルを切り出して、 実施例 5と同様の摺動試験を実施した。 固 体粒子を投射する前の従来の製造方法による合金化溶融亜鉛めつき鋼板の摩擦係数 は 0. 20であったのに対して、 本発明による固体粒子の投射を施した後の摩擦係数は 0. 18であった。 これは、 合金化溶融亜鉛めつき鋼板に、 鉄めつきやニッケルめっき を施したものと同等の摩擦係数であリ、 皮膜自身が硬い合金化溶融亜鉛めつき鋼板 であっても、 本発明による製造方法によれば、 優れた摺動特性を示す亜鉛めつき鋼 板を得ることができる。 また、 固体粒子投射後の中心線うねり Wcaも 0. 5 mと低い 値を示しておリ、 良好な塗装後の鮮映性を示すものである。
実施の形態 3
実施の形態 3— 1は、 表面が、 ディンプル状の形態であることを特徴とするプレ ス加工性に優れた亜鉛めつき鋼板である。
ディンプル状とは、 表面の凹みの形状が、 主として曲面から構成され、 例えば球 状の物体が表面に衝突して形成されるクレー夕状の凹みが多数形成された形態をさ す。 このようなディンプル状の凹みが多数形成されていることによって、 その部分 がプレス加工における油のポケッ卜の役割を果たし、 金型と鋼板の間の保油性を向 上させることができる。
この状況をプレス加工における金型との接触状態として模式的に表したものが図 5 6である。 一方、 比較のために、 従来の亜鉛めつき鋼板の接触状態を模式的に表 したものが図 5 9である。 ディンプル状の表面形態の場合、 めっき層が摺動時に変 形を受けても、 ディンプル内の油が逸脱しにくいうえに、 点在するディンプル一つ 一つに確実に油が残留するため、 油が途切れることなく金型がめつき鋼板上を摺動 することができる。 これに対し、 圧延ロールの形状を転写させた従来のめっき鋼板 の表面形態では、 凹部がディンプルの様に必ずしも閉じた円状となっていないため、 油の保持がされにくいため、 油切れが生じやすい。
実施の形態 3— 2は、 実施の形態 3— 1において、 表面の平均粗さ Raが 0. 5〜5. 0 mであることを特徴とするものである。
表面の平均粗さ Raが 0. 3 ^ 111未満の場合には、 鋼板と金型との間の保油性を十分確 保することができないため、 プレス加工時の型かじりが発生しやすくなる。 このこ とは、 特に亜鉛皮膜が軟らかい場合に顕著となる。 よって、 本発明においては、 表 面の平均粗さ Raを 0. 3 以上に限定する。
一方、 平均粗さ Raが大きいほど、 鋼板と金型との間の保油性は向上して、 界面に 導入される油量は増加するものの、 表面の大きな凸咅 I こ接触荷重が集中することに なるため、 その接触部分の摩擦発熱に起因して、 油膜破断が生じやすくなる。 その 結果、 局所的に型かじりが生じ、 保油性が向上することによる効果を相殺する。 し たがって、 本発明においては、 大きな凸部を起点とした型かじりが生じない範囲と して、 を上限とする。 実施の形態 3— 3は、 実施の形態 3— 1又は実施の形態 3— 2において、 表面の ピークカウン卜 PP Iが、 -50 X Ra ( m) +300<PP Iで表される式の範囲にあることを 特徴とするものである。
ピークカウン卜 PP Iとは、 SAE91 1規格で規定されるように、 1インチあたりの凸凹 のピーク数である。 なお、 上記ピークカウン卜 PP Iは、 カウン卜レベルが ± 0. 635 mにおける値で表している。
ピークカウン卜が大きい場合には、 図 5 7に模式的に示すように、 プレス加工時 の金型と亜鉛めつき鋼板との接触状態が、 単に平均粗さを大きくした場合とは異な る。 すなわち、 ピークカウン卜が大きいほど、 同一の平均圧力に対して、 金型と接 触する表面の突起部の個数が多くなり、 個々の突起部の変形量は小さくなる。 すな わち、 多数の突起部が金型と接触することによって、 個々の突起部が分担する荷重 が減少する。 したがって、 突起部と金型との接触部で生じる摩擦発熱は、 突起が大 きい場合に比べて分散されるため、 各接触界面における温度上昇を抑制することが できる。
接触部の温度上昇は、 界面に存在する油膜の微視的な破断をもたらすことから、 摩擦係数が増大して、 さらに接触部の摩擦発熱が増大するという悪循環を生じさせ る。 これに対して、 亜鉛めつき鋼板の表面にピッチの短い凸凹を形成することで、 同一の平均粗さであっても、 プレス成形性を向上させることができる。 また、 平均 粗さが小さくても、 同等以上のプレス成形性を確保することができるので、 塗装後 の鮮映性を悪化させる要因とはならない。
実施の形態 3— 3において、 亜鉛めつき鋼板のピークカウン卜 PP Iの下限値を設 定したのは、 このような以上のような考え方に基づく。 一方、 ピークカウン卜 PP I の上限値については、 大きければ良好な結果が得られることが予想されるが、 現在 のところ経済的な手段で実現できる範囲は 600以下にとどまっている。 将来、 これ 以上の PP Iを得る方法が見つかれば、 適用可能であるので、 発明としての上限値は 特に規定しない。
実施の形態 3— 4は、 実施の形態 3— 1から実施の形態 3— 3のいずれかにおい て、 表面のうねり Wcaが、 0. 8 m以下であることを特徴とするものである。 自動車用途の亜鉛めつき鋼板等では、 プレス加工性の他にも、 塗装後の鮮映性を 確保する必要がある。 塗装後の鮮映性については、 塗装の下塗り工程等において短 周期の凸凹は埋められ、 塗装後の鮮映性に影響を与えないものの、 長周期の凸凹は 塗装後にも残留して鮮映性を悪化させる。 この場合、 うねり Wcaが、 塗装後の鮮映 性と密接な関係がある。 うねり Wcaとは、 J I S B 0610に規定される中心線うねりを 指し、 高域カットオフを施した凸凹の平均高さを代表する。
塗装後の鮮映性を良好にするためには、 周期の長い凸凹成分を小さくすることが 必要であり、 うねり Wcaを 0. 8 μ ιη以下とすることで、 塗装後の鮮映性を確保するこ とができる。 したがって、 平均粗さを大きくすることで、 鋼板表面に大きな凸凹が 形成されるため、 塗装後の鮮映性が悪化してしまうという問題点を解決することが できる。
実施の形態 3— 5は、 実施の形態 3 - 1から実施の形態 3 _ 4のいずれかにおい て、 めっき皮膜が主として 7?相からなることを特徴とするものである。
皮膜が主として 相から構成される亜鉛めつき鋼板の場合は、 合金化溶融亜鉛め つき鋼板に比べて、 皮膜自身が柔らかく、 かつ融点が低いことから、 プレス加工時 に凝着が発生しやすい。 そのため、 表面に付与すべき平均粗さは大きなものが必要 とされ、 従来技術と比較して、 より大きな効果を得ることができる。
以下、 本発明の実施の形態の例を説明する。 本発明実施の形態である亜鉛めつき 鋼板を製造する第 1の方法は、 母材となる鋼板表面に亜鉛めつきを施した鋼板の表 面に、 微細な固体粒子を投射して表面に凸凹を形成するものである。 亜鉛めつきと しては、 溶融亜鉛めつきあるいは電気亜鉛めつきが一般的であるが、 機械的に亜鉛 皮膜を付与しためっき鋼板でもよい。 また、 鋼板に対して機械的性質を調整するた めの調質圧延を施したものでも、 未調圧の鋼板でもよい。 さらに、 クロメ一卜処理 などの後処理を施した鋼板でもよい。
以上のような亜鉛めつき鋼板の表面に投射する固体粒子は、 粒子径 1 -300 a m、 望ましくは 25〜 100 im程度の鋼球あるいはセラミックス系の粒子が好適である。 投 射装置としては、 圧縮空気によって固体粒子を加速させる空気式のショッ卜ブラス 卜装置あるいは、 遠心力によつて固体粒子を加速させる機械式の加速装置を用 t、て もよい。 このような固体粒子を、 30~300m/sの投射速度で亜鉛めつき鋼板に一定時 間投射することで、 亜鉛めつき鋼板の表面に微細な凸凹を形成させることができる。 なお、 投射する固体粒子として球形のものを使用することで、 表面にディンプル 形状の凹部を形成することができる。 ただし、 固体粒子としては完全な球体でなく ても、 多面体のような形状であってもよい。 また、 投射する固体粒子が小さいほど、 短ピッチの凸凹が形成され、 ピークカウン卜を大きくすることができる。 固体粒子 の投射量としては、 粒子が亜鉛めつき鋼板の全面にわたって投射されると共に、 亜 鉛皮膜を剥離させない程度の投射密度として、 0. 1〜40kg/m2が望ましい。 さらに、 以上のようにして表面に凸凹を付与した鋼板には、 圧縮空気を吹き付けることで、 表面から固体粒子を簡単に除去することができる。
本発明の実施の形態である亜鉛めつき鋼板を製造するための第 2の方法は、 熱間 圧延または冷間圧延によって一定の板厚に加工された鋼板に、 前記と同様に固体粒 子を投射して、 表面に凸凹を形成した後に、 亜鉛めつきを施すものである。 母材と なる鋼板は、 圧延後焼鈍や調質圧延を施したものが一般的であるが、 強度を高める ために、 焼 itしていないものを用いてもよい。
このような鋼板に対して、 前記と同様の方法で表面に凸凹を付与することができ るが、 鋼板として未焼鈍材あるいは硬質の材料を用いる場合には、 固体粒子の投射 速度を前記条件よりも大きくすることによって、 凸凹の大きさを調整する。 このよ うにして得られた鋼板に対する亜鉛めつきとしては、 電気亜鉛めつきが好適である が、 溶融亜鉛めつきを行ってもよい。
ところで、 従来技術として開示されている亜鉛めつき鋼板表面の調整方法として は、 いずれも調質圧延によって表面粗度を転写させるというものであるが、 この場 合には、 ピークカウン卜 PP Iを 250以上とするのは実際には困難である。 例えば、 特 開平 1 1一 3 0 2 8 1 6号公報に実施例として開示されている亜鉛めつき鋼板の凸 凹のピッチは 0. 1 1画程度とされている。 したがって、 この場合にも 1インチ当たり の凸凹の数は 230程度と推定される。
また、 従来技術における亜鉛めつき鋼板の製造方法として、 圧延ロールの表面に 凸凹を形成する場合に、 ショットブラス卜加工や放電加工では、 表面に主として凹 部が形成されるため、 鋼板側には主として凸部が転写される。 また、 レーザ一加工 や電子ビーム加工では、 レーザー等が照射された部分は溶融して凹部となるととも に、 その周囲には凸部が形成される。 これが鋼板に転写された場合には、 凸部を中 心とした凹部が周囲に形成されるが、 その形状はドーナッツ型となる。 したがって、 調質圧延で形成された亜鉛めつき鋼板表面の形態と、 本発明で記載した凹部状のデ ィンプル形状とは異なるものである。
実施例 1
本発明の第 1の実施例として、 板厚 0. 8匪の冷延鋼板を下地とした溶融亜鉛めつ き鋼板に対して、 調質圧延にて 0. 8%の伸長率を付与した鋼板を使用し、 前記方法 にて表面粗度を付与した亜鉛めつき鋼板について説明する。
本実施例では、 めっき皮膜が主として 7?相からなる亜鉛めつき鋼板に対して、 平 均粒径が 128 μ ιη、 55 mのアルミナ粒子を投射することで表面粗度を付与した。 図 5 1 , 5 2は、 本発明の亜鉛めつき鋼板の表面写真である。 これらは、 固体粒子と してそれぞれ 128 m、 55 mの粒径のものを使用したものである。 これらの表面は、 固体粒子が衝突することによつて多数の凹部が形成されておリ、 微細なディンプル 状の形態を示している。 一方、 図 5 8は比較例として、 放電加工法によって表面加 ェを施した圧延口一ルを用 、て、 調質圧延によつて表面粗度を調整した鋼板の表面 写真を示している。 表面は、 比較的大きな凸部が島状に連なった形態を示している。 このようにして作成した本発明および従来の亜鉛めつき鋼板の中から、 平均粗 さ Raが 1. 3〜 1 . 6 μ mの範囲となつた鋼板を選択し、 平板摺動試験によつて摩擦係数 を測定した。 摺動試験では、 亜鉛めつき鋼板を対向する摺動工具で挟み、 7MPaの接 触面圧を負荷しながら、 亜鉛めつき鋼板を l OOOmm/m i nの速度で引抜くときの摩擦係 数を測定した。 なお、 潤滑油として、 日本パー力ライジング社製ノックスラス卜 550HN (商標) を予め亜鉛めつき鋼板の表面に塗布して、 試験を実施した。
図 5 3は、 摺動試験によって得られた摩擦係数を示したものである。 実施例とし て示されている本発明の亜鉛めつき鋼板は、 同一レベルの平均粗さであっても、 比 較例として示されている従来の亜鉛めつき鋼板に比べて、 低い摩擦係数を示してい る。 すなわち、 鋼板と摺動工具との間の保油性が向上して、 界面に導入される油量 が向上していることを示している。
また、 図 5 3からは、 ピークカウン卜 PP Iが大きいほど摩擦係数が低下している ことが分かる。 これは、 工具と鋼板表面の凸部との接触個所が増加し、 個々の凸部 と工具との接触面積が減少して、 接触部における摩擦発熱量が低下することで油膜 の破断を防止する効果が生じたものである。
以上から、 本発明のように亜鉛めつき鋼板の表面をディンプル状の形態とするこ と、 さらにはピークカウン卜を増加させることによって、 鋼板と摺動工具との間の 摩擦係数が低下し、 型かじりの発生が防止できることが分かる。
実施例 2
発明の実施の形態の欄において説明した方法において、 投射粒子の粒径、 投射速 度および粒子の種類を変えて、 種々の平均粗さおよびピークカウン卜を有する亜鉛 めっき鋼板を作成した。 このような亜鉛めつき鋼板について、 前記と同じ条件のも とで摺動試験を実施し、 摩擦係数が 0. 2以下となる場合を〇印、 0. 2を超える場合を X印で表したものを図 5 4に示す。 なお、 亜鉛めつき鋼板としては、 めっき皮膜が 主として 77相からなる溶融亜鉛めつき鋼板を使用した。
図中に、 破線で示した範囲が、 本発明で規定する平均粗さ Raとピークカウン卜 PP Iの範囲であり、 いずれも摩擦係数が 0. 2以下となって、 良好な摺動特性を示す範 囲である。
図から分かるように、 本発明の亜鉛めつき鋼板は、 摺動試験における摩擦係数が 低く、 よってプレス加工時の摩擦発熱は小さいため、 型かじりを防止することがで さる。
—方、 本実施例におし、て得られた亜鉛めつき鋼板のうねり Wcaと塗装後の鮮映性 の関係を整理した結果を図 5 5に示す。 塗装後鮮映性は次のようにして評価した。 日本パーカーライジング (株) 製の ΓΡΒ- 1-3080」 (商標) を使用して、 試験片に化 成処理を施し、 次いで関西ペイン卜 (株) 製の 「E卜 2000」 、 ΓΤΡ-37グレー J 、
ΓΤΜ- 13 (RC)」 (全て商標) を使用して、 それぞれ ED塗装、 中塗り塗装、 上塗り塗 装からなる 3コー卜塗装を施した。
このようにして塗装された試験片の NS I C値を、 スガ試験機 (株) 製の 「写像鮮明 度測定装置 NSIC型」 を使用して測定した。 なお、 NSIC値は黒板研磨ガラスを 100と し、 その値が 100に近いほど良好な鮮映性となる。 図から分かるように、 うねり Wca が小さくなるほど塗装後鮮映性が向上しており、 0.8^m以下であれば、 良好な塗装 後鮮映性を示す。
したがって、 鋼板の平均粗さ Raおよびピークカウン卜 PPIを本発明の範囲に調整 することで、 良好なプレス加工性を示し、 かつうねり Wcaを 以下とすること で、 塗装後鮮映性とも両立させることができる。
実施形態 4
本発明者らは、 金型と鋼板表面の微視的な接触を油膜で遮断して、 油膜の潤滑効 果ならびに凝着抑制効果を最大限に引き出す方法につし、て鋭意研究を重ねた。 その 結果、 亜鉛めつき鋼板でも、 その表面テクスチャーを最適化する事によって、 塗装 後の鮮映性を劣化させることなく、 優れたプレス成形性を実現できる事を見出した。 実施形態 4は、 この知見に基づいてなされたものであり、 その要旨は以下の通りで ある。
(1 ) 表面に多数の窪みを有する亜鉛めつき鋼板であって、 負荷面積比 80%に対応 する深さレベルでの同窪みの個数密度が 3. 1 X 102個/ mm2以上であることを特徴とす るプレス成形性に優れた亜鉛めつき鋼板 (実施形態 4一 1 )
(2) 前記 (1 ) の亜鉛めつき鋼板であって、 中核部の流体保持指標 Sc iが 1. 2以上 の表面テクスチャーを有することを特徴とするプレス成形性に優れた亜鉛めつき鋼
' 板 (実施形態 4— 2 )
(3) 前記 (1 ) または前記 (2) に記載の亜鉛めつき鋼板であって、 表面の算術平 均うねり Wcaが 0. 8 m以下であることを特徴とするプレス成形性ならびに塗装後 鮮鋭性に優れた亜鉛めつき鋼板 (実施形態 4一 3 )
本発明者らの研究によると、 優れたプレス成形を実現するためには、 保持できる 潤滑油の絶対量を確保するよりも、 潤滑油を保持するボイン卜である窪みを鋼板表 面にできるだけ高密度分散させることによって金型と鋼板表面の微視的な接触を油 膜で断つこと、 すなわち、 油膜破断を回避するためのオイルポケットの高密度分散 の方が更に重要である。 まず、 この点について詳細に説明する。
既に述べた通り、 鋼板表面に保油性を付与し、 更に、 塗装後の鮮映性を劣化させ ないためには、 Raが適正範囲に入るように表面テクスチャーを調整する必要があ る。 このような目的で、 通常、 Raが 0. 3~3· 0 ΙΠの範囲に入るように調整するの が一般的であるが、 この範囲の Raでは、 摩擦係数に系統的な違いが現れないのが 実態である。 表面テクスチャーの持つ高さ方向の平均的な厚さの指標である Ra に は、 プレス金型と鋼板の界面に保持できる潤滑油の量が反映されるから、 このこと は、 前述の範囲の Raで摩擦係数を支配している主要な因子が潤滑油の量ではない ことを意味している。
こうした実態を鑑みると、 潤滑油の量を確保するというよりも、 寧ろ、 プレス金 型一鋼板界面の油膜の破断を抑制して油膜の潤滑効果と凝着抑制効果を最大限に引 き出すことが、 プレス成形性を改善する上で最も重要である。 等量の潤滑油をプレ ス金型と鋼板の界面に保持する表面テクスチャーでも、 界面の一箇所に纏めて潤滑 油を保持するタイプと、 これを界面に一様に保持するタイプでは、 摩擦係数が全く 異なることは容易に推察できる。 このことからわかるように、 油膜破断を抑制する ためには、 鋼板の表面テクスチャーのオイルポケッ卜である窪みの密度をできるだ け大きくするのが最も効果的である。
こうした窪みの密度を考える上で重要なことは、 プレス成形が鋼板表面の磨耗を 伴うプロセスであり、 実際には浅い窪みほど摩滅しやすいということ、 即ち、 深い 窪みほどオイルポケッ卜としての効果が大きいという事である。 とは言うものの、 プレス成形では使用する金型の種類ゃクッションカに加え、 金型のどの部分に当た るかによっても鋼板表面の磨耗の程度が異なるため、 重要視すべき窪みの深さを一 義的に予測することは一般に困難である。 窪みの密度を、 SAE911 規格で規定され る PPI、 即ち、 Ί インチあたりの凹凸の数で代表させるのも一つの方法であるが、 重要視すべき窪みの深さを一義的に定めないと算出できない PPIをこのような状況 で適切に運用するのは難しい。 また、 二次元的なパラメ一夕である PPIは面内のど の方向に沿って測定するかにも依存するため、 実際の三次元的な表面テクスチャー の特徴を代表しない場合もある。
こうした点も考慮して、.本発明では、 深い窪みの個数密度を以下のように定めた。 具体的には、 低面圧の平板摺動試験でも亜鉛めつき鋼板の表面の大半が潰れること を考慮して、 負荷面積比 80%に対応する深さでもなお窪みとして認識できるもの を深い窪みと捉えることにした。 ここで言う負荷面積比は表面テクスチヤーの三次 元解析に用いられる概念で、 その詳細は、 例えば、 K. J. Stout, W. P. Dong, L. Blunt, E. Mainsah and P. J. Sullivan "3D Surface Topography; Measurement Interpretation and Applications, A survey and bibliography" K. J. Stout 編、 Penton Press 出版 ( 1994 ) 、 " Development of Methods for the Characterisation of Roughness in Three Dimensions" K. J. Stout 編、 Penton Press 出版 (2000) などに開示されている。 これは、 」IS-B0601 等に記載された負 荷長さ率の概念を三次元に拡張したもので、 評価領域の範囲にある表面の三次元形 状をある高さで仮想的に切断した時に、 切断面に現れる面積 (これを負荷面積とい う) の評価面積に対する比、 と定義される。 すなわち、 負荷面積比 80%に対応す る深さとは、 評価面積の 80%にあたる面積が切断面に現れる深さ (これを 80%負 荷レベルと呼ぶ) のことを言う。
本発明者らの研究によると、 この 80%負荷レベルでの窪み密度が、 3.1X102個 /mm2以上の場合に良好なプレス成形性を確保することができる。 実施形態 5— 1で 負荷面積比 80%に対応する深さレベルでの同窪みの個数密度を限定するのはその ためである。
プレス成形性には、 プレス金型と鋼板の界面における油膜面積の影響も無視でき ない。 前述の通り、 Raが 0.3〜3.0 tmの範囲では摩擦係数に潤滑油の量の効果は 顕著に現れないが、 深い窪み密度が同レベルの場合には、 界面の油膜面積の影響が 摩擦係数に現れる。 本発明者らの研究によると、 油膜面積は以下に述べる中核部の 流体保持指標 Sciで代表させることができ、 実施形態 4— 1が満足される場合、 こ の値が 1.2以上だと更に摩擦係数を下げることができる。 実施形態 4— 2で、 Sci を限定するのはこの理由による。 中核部の流体保持指標 Sci とは、 5%負荷レベル から 80%負荷レベルまでの深さの範囲 (これを中核部という) に溜まりうる流体
(ここでは潤滑油) の体積を二乗平均平方根偏差 Sqで除したものである。 Sqは表 面高さ分布の標準偏差で、 JIS- B0601 等に規定された二乗平均平方根高さ Rq を三 次元に拡張したものに相当する。 尚、 Sci と Sq は、 既に述べた表面テクスチャー の三次元解析に用いられる三次元の粗さパラメ一夕で、 その詳細は前述の Penton Press 出版の文献に開示されている。 定義からわかるように、 Sq は、 Ra同様、 表 面テクスチャーの持つ高さ方向の平均的な厚さの指標であることから、 Sci は油膜 面積に対応する値と捉える事ができる。 即ち、 窪み密度が同レベルの場合に Sciが 大きいほど摩擦係数が'低下するのは、 窪み密度が同じでも窪みに溜まる潤滑油の界 面での広がりが大きいほど油膜破断しにくいことを示唆している。 油膜面積を反映 する Sc iの摩擦係数への影響は、 深い窪みの密度の影響に較べると小さいが、 これ は、 通常、 油膜面積だけで油膜の 続性を保証できない事と、 Sc i に、 摩滅しやす い、 即ち、 オイルポケットとしての効果の薄い、 浅い窪みの寄与も含まれている事 に起因していると推察される。
尚、 Sc i は、 表面高さ分布のスキューネス Sskやクル卜シス Skuといった他の三 次元粗さパラメ一夕と強い相関を有することがわかっている。 そのため、 Sc i によ る規定をこれらで表現することも可能であるが、 Sc i≥1. 2 は、 Sskであれば、 概 略 - 0. 9以上、 Skuであれば、 概略 4. 6以下に対応する。 尚、 これらの三次元パラ メータの代わりに、 」I S- B0601 (2001)等に規定された、 対応する二次元パラメ一夕 で表記してもほぼ同程度の値になると推察される。
自動車用途の亜鉛めつき鋼板では、 プレス成形性と共に塗装後の鮮映性を確保す る必要がある。 前述のように、 塗装後の鮮映性と塗装前の鋼板表面の微視的形態と の関係については、 特公平 6- 7 728号公報等に開示されている。 同公報によれば、 塗装膜自体が鋼板表面の微視的凹凸に対する口一パス ·フィルターとして作用する ため、 短周期の凹凸は塗膜によって埋められ、 塗装後の鮮映性に影響を与えないも のの、 波長数 l OO ^m以上の長周期成分は塗装によっても隠蔽されずに、 鮮映性を 悪化させるとされている。 こうした長周期成分は、 J I S-B0610 (1987)等に規定され る算術平均うねり Wcaで表すことができる。 本発明者らの研究によると、 粗さ成分 とうねリ成分を識別するための 域カツ卜オフ値を 0.8國とした時の Wcaを 0.8 m以下に調整すると塗装後も良好な鮮映性を確保することができる。 実施の形態 4 — 3で Wcaを限定するのはそのためである。
まず、 本発明に係わる亜鉛めつき鋼板の製造方法について説明する。 本発明の亜 鉛めつき鋼板を製造するのに最も適した方法は、 亜鉛めつきを施した鋼板の表面に 微細な固体粒子を投射して表面に高密度の窪みを形成する方法である。 亜鉛めつき としては、 溶融亜鉛めつきあるいは電気亜鉛めつきが一般的であるが、 機械的に亜 鉛皮膜を付与しためっき鋼板でもよい。 また、 機械的性質を調整するための調質圧 延を施したものでも、 未調圧の鋼板でも良い。 更に、 クロメート処理などの後処理 を施した鋼板を使用しても構わない。 以上のような亜鉛めつき鋼板の表面に投射する固体粒子は、 粒子径 l ~300 m、 望ましくは 25〜100 / m程度の鋼球あるいはセラミックス系の粒子が好適である。 投射装置としては、 圧縮空気によって固体粒子を加速させる空気式のショッ卜ブラ スト装置、 あるいは、 遠心力によって固体粒子を加速させる機械式の加速装置を用 いてもよい。 このような固体粒子を、 毎秒 30〜300tnの投射速度で亜鉛めつき鋼板 に一定時間投射することで、 亜鉛めつき鋼板の表面に微細な窪みを高密度で形成さ せることができる。
高い窪み密度を実現するためには、 窪みの形状をディンプル形にするのが理想的 である。 上記の投射方式であれば、 投射する固体粒子に球形のものを使用するだけ で、 表面にこうしたディンプル形状の窪みも容易に形成することができる。 尚、 こ の際、 固体粒子が完全な球体である必要な無い。
また、 投射する固体粒子が小さいほど、 窪み密度を大きくすることができる。 固 体粒子の投射量としては、 粒子が亜鉛めつき鋼板の全面にわたって投射されると共 に、 亜鉛皮膜を剥離させない程度の投射密度として、 0. 1〜40kg/m2が望ましい。 更 に、 以上のようにして表面に窪みを付与した鋼板には、 圧縮空気を吹き付けること で、 表面から固体粒子を簡単に除去することができる。
ところで、 従来技術で開示されている亜鉛めつき鋼板の表面テクスチヤーの調整 方法は、 いずれも調質圧延によって圧延ロールの表面粗度を鋼板表面に転写させる というものであるが、 現状の調質圧延技術では、 負荷面積比 80 %に対応する深さ レベルでの窪みの個数密度を第一発明で規定した 3· 1 X 102個/ mm2以上にすることが 実際には困難である。 例えば、 特開平 1卜 302816の実施例に開示されている調質圧 延で形成した亜鉛めつき鋼板の凹凸のピッチは 0. 1 1國程度とされている。 この場 合、 これらが全て負荷面積比 80%に対応する深さレベルに到る窪みであったとし ても、 その個数密度は 8. 3 X 10個/ mm2程度に過ぎない。
調質圧延によって圧延ロールの表面粗度を転写させる方式では、 ロール表面に凹 凸を形成する過程で、 ショットブラス卜加工や放電加工を用いることが多い。 この 場合、 ロール表面には主として凹部が形成され、 これを転写した鋼板表面には主と して凸部が転写される。 こうした転写形状の違いも、 深い窪みの個数密度を上げら れない一因になっている。 レーザーや電子ビームでロール表面に凹凸を形成した場 合も、 転写形状が若干異なるものの、 窪み密度を抜本的に上げられない点ではほぼ 同様である。 但し、 将来、 こうした技術も改良されて、 調質圧延でも本発明を満足 する窪み密度を実現できる可能性はあると予想される。
尚、 上記の方法は、 本発明を満足する亜鉛めつき鋼板を製造するための一手段に • 過ぎず、 製造された亜鉛めつき鋼板の表面テクスチャーの特徴が本発明を満足する 限り、 その製造方法はこれに限定されるものではない。
ところで、 窪みの個数密度を評価するためには、 まず、 試料表面の三次元形状を 測定しなければならないが、 前記の Pen ton Press 出版の文献等に記載されている ように、 窪みの個数密度の絶対値は、 三次元形状測定の際のサンプリング間隔の影 響を強く受ける。 しかも、 サンプリング間隔を決定するための標準的な方法論も確 立されていない。 こうした状況に加えて、 窪みを認識する数学的な方法や形状測定 時のノイズの扱い方もその個数密度の絶対値を大きく左右する。 こうした一連の曖 昧さを解消するために、 本発明に記載した窪みの個数密度の評価法の詳細を以下に 示す。
試料表面の三次元形状測定にはェリ才ニクス製の電子線三次元粗さ解析装置 E A- 8800FEを使用した。 この装置は、 測定領域内の各点から放出される二次電子を 4 本の二次電子検出器で測定することによつて各点の傾斜角を算出し、 各点の傾斜角 の情報を繋ぎ合わせて三次元形状を再現するという原理に基づしヽて三次元形状を測 定するものである。 このように二次電子を測定する装置であるため、 試料表面の局 所的な組成^化で二次電子の放出量が変化するような不測の事態に備えて、 試料表 面には前処理として金を数 nm程度スパッタコー卜した。 また、 試料磁場による二 次電子の強度分布への外乱を避ける目的で、 装置セッ卜直前に試料に消磁を施した。 測定時の加速電圧は 5kV、 試料照射電流は約 8pA 、 WDは 15顏とし、 ランダムに選 んだ試料表面の測定領域を実測倍率 250倍で、 X方向 600点、 Y方向 450点の計 27 万点の条件で三次元計測した。 このサンプリング条件でのサンプリング間隔は約 0. 80 μιηである。 尚、 本条件での高さ方向の校正には、 米国の国立研究機関である N I STに卜レーザブルな VLS I スタンダード社の触針式、 光学式表面粗さ測定機を対 象とした SHS薄膜段差スタンダード (段差 18nm、 88nm、 450nm、 940nmの 4種類) を用いた。
データ解析には、 長岡技術科学大学の柳研究室が開発した三次元表面形状解析ソ フ卜 SU圖 ITを用いた。 電子線三次元粗さ解析装置では、 1000倍程度までの低倍域 で測定した三次元形状のデータに、 電子ビーム走査方式に起因した放物面状の歪み が生じることが知られている。 そこで、 データ解析に際しては、 まず、 生データに 二次曲面回帰を施し、 この方法で補正しきれずに残った歪みをカットオフ波長 240 Mmの Splineハイパスフィルターで除去した上で、 窪み密度ならびに中核部の流 体保持指標 Sciの計算を行った。 窪み密度の算出に際しては、 まず、 三次元形状測 定時のノイズの影響をカツ卜才フ波長 lOAtmの Splineローパスフィルターで除去 した。 その上で、 負荷面積比 80%に相当する深さを算出し、 その深さレベルより も更に深い位置に存在するデータ点に対して、 31 点 X31 点、 即ち、 24 mX24 m を窪みの抽出領域と定めて窪みを抽出し、 その個数と評価領域全体の面積から個数 密度を求めた。 尚、 このように窪みの抽出領域を定めたのは、 窪み密度の過大評価 を避けるためである。
供試材の代表値を求める立場から、 Sciならびに 80%負荷レベルでの窪み密度の 値は、 各供試材毎にランダムに選んだ 5箇所の測定結果を平均して求めた。
実施例 1
板厚 0.8闘の冷延鋼板に溶融亜鉛めつきを施した後、 伸長率 0.8%の調質圧延を行 つた亜鉛めつき鋼板をベースとして、 上記の投射方式で表面テクスチャーを付与レ た亜鉛めつき鋼板について説明する。
発明品の表面テクスチャーの付与条件は以下の通りである。 投射用の固体粒子に は、 平均粒径が 55 πιφと 〗10μηιφのステンレス粒子、 ならびに、 平均粒径が 55 ju m のハイス粒子を用いた。 ステンレス粒子では、 各粒径毎に、 投射密度を 5.7kg/m2に固定して投射圧を 0.1、 0.3、 0.7Mpaの 3段階に変化させた発明品のシ リーズ (以下、 第 1 シリーズと呼ぶ) と、 投射圧を 0.4MPaに固定して投射密度を 0.8、 2.4、 4.0、 8. Okg/m2の 4段階に変化させた発明品のシリーズ (以下、 第 2シ リーズと呼ぶ) を作成した。 ノ\イス粒子では第 2シリーズの発明品のみ作成した。 発明品の表面テクスチャーの一例を図 6 0に示す。 図は、 上記の調質圧延後の亜鉛 めっき鋼板に、 平均粒径 55 ; m のステンレス粒子を投射圧 0. 4MPa、 投射密度 2. 4kg/m2の条件で投射してできた表面テクスチャーを前記の電子線三次元粗さ解析 装置で測定した結果 (鳥瞰図) である。 このように、 固体粒子が衝突することによ つて亜鉛めつき鋼板の表面には、 多数の微細なディンプル状の窪みが形成される。 比較例として、 放電加工法で表面加工した圧延ロールで上記の亜鉛めつき鋼板を調 質圧延してできた表面テクスチャーの鳥瞰図を図 6 1に示す。 調質圧延後の表面は、 比較的大きな平坦部が連なった形状を呈しているのが特徴である。
作成した発明品の摺動特性を調査するため、 従来の調質圧延法で表面テクスチ ヤー付与した亜鉛めつき鋼板 4水準を加えて、 平板摺動試験により摩擦係数を測定 した。 まず、 測定装置と測定条件につい 説明する。
図 6 2に摩擦係数測定装置の概略正面図を示す。 供試材から採取した摩擦係数測 定用試料 301 が試料台 302 に固定され、 試料台 302は、 水平移動可能なスライド テーブル 303の上面に固定されている。 スライドテーブル 303の下面には、 これに 接したローラ 304を有する上下動可能なスライドテーブル支持台 305が設けられ、 これを押し上げることにより、 ビ一ド 306による摩擦係数測定用試料 301への押付 荷重 Nを測定するための第 1ロードセル 307が、 スライドテ一ブル支持台 305に取 り付けられている。 上記押付力を作用させた状態でスライドテーブル 303を水平方 向へ移動させるための摺動抵抗力 Fを測定するための第 2口一ドセル 3.08が、 スラ イドテーブル 303の一方の端部に取り付けられている。 尚、 試験は、 潤滑油として、 スギムラ化学製の洗浄油 R352Lを試料 301の表面に塗布してから行った。
図 6 3, 6 4に使用したビ一ドの形状 ·寸法を示す概略斜視図を示す。 ビード 306の下面が試料 301の表面に押付けられた状態で摺動する。 図 6 3に示すビード . 306 の形状は幅 10画、 試料の摺動方向長さ 12mm、 摺動方向両端の下部は曲率 4. 5mmRの曲面で構成され、 試料が押し付けられるビード下面は幅 10画、 摺動方向 長さ 3mmの平面を有する。 図 6 4に示すビード 306の形状は幅 10關、 試料の摺動 方向長さ 59mm、 摺動方向両端の下部は曲率 4. 5mmRの曲面で構成され、 試料が押し 付けられるビード下面は幅 10画、 摺動方向長さ 50画の平面を有する。 摩擦係数測定試験は以下に示す 2種類の条件で行った。
(A条件) 図 6 3に示すビードを用い、 押し付け荷重 : 400kgf 試料の引き抜き 速度 (スライドテーブル 303の水平移動速度) : 1 00cm/m i nとした。 高速高面圧の 本条件は、 プレス時のビ一ド部周辺の摺動特性を把握するために設定した。
(B条件) 図 6 4に示すビ一ドを用い、 押し付け荷重 N : 400kg[f、 試料の引き抜き 速度 (スライドテーブル 303 の水平移動速度) : 20cm/m i n とした。 低速低面圧の 本条件は、 プレス時のパンチ面やしわ抑え部での摺動特性、 ならびに、 凝着の影響 を把握するために設定した。
供試材とビードとの間の摩擦係数 tは、 式: = F / 11から算出した。
図 6 5に 80 %負荷レベルでの窪み密度 (以下、 窪み密度と略称する) と B条件 ( 低速低面圧条件) での摩擦係数の関係を示す。 発明品 ·比較材を問わず、 B条件で の摩擦係数は、 窪み密度に大きく依存し、 該窪み密度 300個/ mm2付近でほぼ臨界的 に減少している。 横軸を、 通常の触針式粗さ計で測定したカウン卜レベル ± 0. 635 M mにおける PP I に変えて表示した結果を図 6 6に示す。 低 PP1側で比較材と発明 品の摩擦係数の違いを説明できないが、 このように PP I に対しても窪み密度に対す るものとほぼ類似の変化が認められる。 こうした窪み密度と PP I に対する依存性の 違いは、 既に本文で説明した通りである。
図 6 7に窪み密度と A条件 (高速高面圧条件) での摩擦係数の関係を示す。 図に は明確な窪み密度依存性が認められる。 通常、 高速高面圧の A条件では、 供試材の 表面テクスチャーの影響が現れにくい。 これは摺動試験の過程で表面テクスチャ一 が大きく破壊されるためだと推定されるが、 発明品の場合、 このような厳しい摺動 過程でも流体摩擦域を維持しているためにこのような結果が得られていると推察さ れる。 図 6 8に摩擦係数を PP I で整理した結果を示す。 PP I で整理した場合にも窪 み密度で整理した場合と類似の傾向が認められるが、 PP I 300以下では、 比較材と 発明品の違いが不明確になっている。
図 6 9に、 発明品の B条件での摩擦係数と、 中核部の流体保持指標 Sc iの関係を 示す。 このように、 図 6 5で窪み密度による改善効果がほぼ飽和した状況では、 Sc i が大きいほど摩擦係数が減少する傾向が認められる。 これは、 本文中で説明し たように、 油膜面積が摩擦係数と相関を持っためと考えられる。
図 7 0に、 発明品ならびに比較材の B条件での摩擦係数を窪み密度と Sc iで整理 した結果を示す。 この図からわかるように、 発明品 ·比較材のいずれにおいても、 摩擦係数は窪み密度への依存性が強いが、 窪み密度が同レベルでは、 Sc i が大きい ほど摩擦係数は低くなる傾向にあり、 特に、 四角で囲った範囲では摩擦係数を、 調 質圧延法で表面テクスチヤ一付与した亜鉛めつき鋼板でも通常の合金化溶融亜鉛め つき鋼板でも達成しがたい、 0. 22 以下のレベルに押さえることができる。 このよ うに、 発明品を用いれば、 従来の亜鉛めつき鋼板と比較して格段に優れた摺動特性 を備えた亜鉛めつき鋼板を提供することができる。
実施例 2
発明の実施の形態において説明した方法で、 投射する固体粒子の粒径、 投射速度 および粒子の種類を様々に変えて亜鉛めつき鋼板を作成し、 塗装後の鮮映性と供試 材のうねりの関係を調査した。
まず、 塗装後鮮映性の評価法について説明する。 日本パーカーライジング製の PB-L3080 を使用して、 試験片に化成処理を施し、 次いで関西ペイント製の E卜 2000、 TP- 37グレー、 TM-13 (RC)を使用して、 それぞれ ED塗装、 中塗り塗装、 上塗 り塗装からなる 3 コート塗装を施した。 このようにして塗装された試験片の NS I C 値を、 スガ試験機製の写像鮮明度測定装置 MS IC型を使用して測定した。 なお、 NS I C値は黒板研磨ガラスを 100 とし、 その値が 100に近いほど良好な鮮映性とな る。
発明品で得られた亜鉛めつき鋼板の算術平均うねり Wcaと塗装後の鮮映性の関係 を整理したものを図 7 1に示す。 図から分かるように、 Wcaが小さくなるほど塗装 後鮮映性が向上しており、 この値が 0.8 以下であれば、 良好な塗装後鮮映性を 示す。
このように、 うねり Wcaが 以下であれば、 良好なプレス成形性を維持し つつ、 塗装後鮮映性を改善することができる。 実施の形態 5
実施の形態 5に係わる亜鉛めつき鋼板は、
(1 ) 亜鉛めつき鋼板の表面に平均厚みが 0.001〜2Atmの無機系、 有機系、 また は有機無機複合系の t \ずれかの固形潤滑皮膜を有しておリ、 さらにその表面形態が、 ディンプル状の凹凸からなることを特徴とするプレス成形性に優れた亜鉛めつき鋼 板
(2) (1 ) に記載の亜鉛めつき鋼板において、 平均粗さ Raが 0.3〜3 tmである ことを特徴とするプレス成形性に優れた亜鉛めつき鋼板
(3) (1 ) または (2) に記載の亜鉛めつき鋼板において、 ピークカウン卜 PP1 が以下の式で表される範囲にあることを特徴とするプレス成形性に優れた亜鉛めつ き鋼板
-50XRa (Atm) +300<PPI<600
(4) (1 ) 〜 (3) の亜鉛めつき鋼板のうねり Wcaが、 0.8 H1以下であること を特徴とするプレス成形性に優れた亜鉛めつき鋼板
(5) めっき皮膜が主として 7?相からなることを特徴とする (1 ) 〜 (4) に記載 のプレス成形性に優れた亜鉛めつき鋼板
(6) (1 ) に記載の固形潤滑皮膜がリン酸を含有し、 さらに Fe、 Aし Mn、 N i、 NH4+の 1種又は 2種以上のカチオン成分を含有する水溶液を塗布乾燥して 得られるリン系酸化物皮膜であることを特徴とする、 (1 ) 〜 (5) に記載のプレ ス成形性に優れた亜鉛めつき鋼板
(7) (6) に記載の水溶液に、 さらに才キシカルボン酸を含有することを特徴と する、 (1 ) 〜 (6) に記載のプレス成形性に優れた亜鉛めつき鋼板
(8) 鋼板及び/または亜鉛めつき鋼板の表面に固体粒子を投射する工程、 及び平 均厚みが 0.001〜2 mの無機系、 有機系、 または有機無機複合系のいずれかの固 形潤滑皮膜を付与する工程からなることを特徴とする、 い) 〜 (7) に記載のプ レス成形性に優れた亜鉛めつき鋼板の製造方法
という特徴を有する。
実施の形態 5の第一の特徴は、 亜鉛めつき鋼板の表面がディンプル状の形態であ り、 かつ平均厚みが 0. 001〜2 mの無機系、 有機系、 または有機無機複合系のい ずれかの固形潤滑皮膜を有する点にある。 ディンプル状とは、 表面の凹みの形状が、 主として曲面から構成され、 球状の物体が表面に衝突して形成されるクレー夕状の Hみが多数形成された形態をさ 。 このようなディンプル状の凹みが多数形成され ていることによって、 その部分がプレス加工における油のポケッ卜の役割を果たし、 金型と鋼板の間の保油性を向上させることができる。 ·
さらに、 ディンプル状の表面形態の場合、 めっき層が摺動時に変形を受けて も、 ディンプル内の油が逸脱しにくいうえに、 点在するディンプル一つ一つに 確実に油が残留するため、 油が途切れることなく金型がめつき鋼板上を摺動す ることができる。 これに対し、 圧延ロールの形:!犬を転写させた従来のめっき鋼 板の表面形態では、 凹部がディンプルの様に必ずしも閉じた円状となっていな いため、 油の保持がされにくいため、 油切れが生じやすい。
上記のような、 ディンプル状という特殊な皮膜形態に加え、 本発明ではさらに平 均厚みが 0. 001〜2 At mの無機系、 有機系、 または有機無機複合系のいずれかの固 形潤滑皮膜を有する。
面圧が高く、 摺動距離が長くなるような部分では、 摺動による皮膜の変形量が大 きくなるため、 表面形態の制御による油溜まりの効果が得られにくくなる。 これに 対し、 本発明のように潤滑性を有する皮膜がその表面に存在する場合、 金型とめつ き層の凝着が抑制されるため、 凝着によって生じるめっき層の変形が抑制される。 この結果、 本発明で規定されるディンプル状の表面形態に起因する高い保油効果が、 金型の面圧が高い、 あるいは摺動距離が長くなるような厳しいプレス成形条件にお いても持続するため、 非常に優れた潤滑特性が得られる。 このレベルは、 固形潤滑 皮膜を付与するのみ、 あるいは表面形態制御のみの場合に比べはるかに高い。
これは、 潤滑皮膜による凝着抑制効果が、 ディンプル状の表面形態を維持させる ことにより、 高い保油効果を持続させ、 さらにこれが凝着を抑制するという様に、 両者の効果が相乗的に作用するためであると考えられる。
付与される皮膜は、 制御された表面粗さを変えない程度に、 均一に被覆されてい ることが望ましい。 ただし、 本発明で規定される表面形態は、 固形潤滑皮膜を付与 した後の表面形態であるため、 潤滑皮膜が必ずしも均一でなくとも良い。 潤滑皮膜 が不均一に被覆される場合は、 被覆後の表面形態が規定どおりとなる様に、 亜鉛め つき鋼板の表面、 あるはめつき原板の表面形態を制御しても良い。
固形潤滑皮膜の厚みは、 平均厚みとして、 0. 001〜2 mが好適である。 厚みが 0. 001 t m未満の場合には、 固形潤滑皮膜の効果が十分でなく、 プレス成形性への 効果が得られない。 また、 2 μ mを超えると、 潤滑皮膜が厚いため、 十分な効果を 得ることができるディンプル状などの本発明で規定される表面形態とすることが困 難になり、 同じくプレス成形性への効果が低下する。
なお、 平均厚みとは、 固形潤滑皮膜の比重が既知の場合には、 1 m2あたりの皮膜 重量から、 比重により算出される厚みである。 また、 皮膜の比重が、 不明の場合に は、 皮膜断面を走査型電子顕微鏡 (SEM) や、 透過型電子顕微鏡 (T E M ) などを 用い、 特定長さ (100m m) から等間隔で 10点選び、 10点の膜厚を直接測定し、 その平均で定義する。 また、 酸化物層の場合には、 才ージェ電子分光法などにより、 深さ方向の酸ィ匕物成分及び亜鉛などのめつき皮膜成分の深さ方向プロフアイルを求 め、 亜鉛などのめつき皮膜成分強度が、 ノルクの半分となるところを酸化物層とめ つき層界面として定義し、 あらかじめスパッタ時間と厚みの関係を求めておき、 皮 膜厚みをスパッタ時間より算出する。 この場合、 平均厚みとして ( 、 同じく特定長 さ (100m m) から等間隔で 10点選び、 10点の膜厚を才ージェ電子分光法により 測定し、 この平均値とする。
固形潤滑皮膜を付与する方法については特に規定されない。 鋼板を、 皮膜形成成 分を含む処理液と、 浸せき、 あるいはスプレー処理等により接触させ、 引き続き水 洗、 もしくは無水洗で乾燥することにより付与される。 また、 皮膜形成成分を有す る処理液を直接、 塗布し、 水洗することなく乾燥、 もしくは焼き付けにより、 固形 潤滑皮膜を付与しても良い。 あるいは、 塗布の後、 さらに水洗工程があっても良い。 そのほか、 皮膜形成成分を含有する処理液中で、 亜鉛系めつき鋼板を陰極、 あるい は陽極として、 電解処理を行い皮膜形成しても良い。
実施形態 5で付与する固形潤滑皮膜としては、 無機系、 有機系、 または有機無機 複合系のいずれでも良い。 無機系の皮膜としては、 S i酸化物系皮膜、 リン酸系皮 3141
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膜、 クロメート系皮膜、 ほう酸系皮膜などや、 Z n、 M g、 Aし C a、 T i、 V、 M n、 F e、 C o、 N i、 Z r、 M o、 Wなどの金属酸化物皮膜などが挙げられる。 これらの皮膜には、 亜鉛系めつき層の成分である Zn が含まれていても良い。 S i 酸化物系皮膜としては、 シリカゾルゃリチウムシリケ一卜、 あるいは水ガラスを塗 布乾燥させて得られるシリケ一ト皮膜などが挙げられる。 リン酸系皮膜としては、 リン酸及び硝酸亜鉛、 フッ酸、 ニッケル、 マンガンの硝酸塩あるいは炭酸塩を所定 量含有する水溶液に浸漬、 スプレーなどによりめつき鋼板と接触させた後水洗する、 あるいは前記水溶液をめつき鋼板に直接塗布し乾燥させて得られる皮膜が挙げられ る。 クロメ一卜皮膜としては、 クロム酸を主体とした水溶液にリン酸、 シリカゾル、 水溶性樹脂などの添加成分を含む処理液を塗布乾燥、 あるいは前記処理液とめっき 鋼板を浸潰、 スプレー処理などにより接触させ、 引き続き水洗させることにより得 られる皮膜が挙げられる。 また、 ほう酸系皮膜としては、 例えば四ほう酸ナ卜リウ 厶の水溶液を塗布乾燥して得られる皮膜が挙げられる。 金属酸化物皮膜としては、 ニッケルの金属及び酸化物と鉄酸化物の複合体からなる皮膜や、 マンガン酸化物と リン酸からなる皮膜などが挙げられる。 これらの皮膜は、 ニッケルや鉄、 マンガン などの金属成分と、 硝酸や過マンガン酸などの酸化剤成分を混合させた水溶液中に めっき鋼板を浸潰した後、 引き続き水洗するか、 あるいは前記水溶液中でめっき鐧 板を陰極として電解することによリ得られる。
また、 有機系の皮膜としては、 O H基及び/または C O O H基を有する有機高分 子を基体樹脂とし、 該基体樹脂に対し、 固形潤滑剤を含有する皮膜などが挙げられ る。 基体樹脂としての 0 H基及び/または C 00 H基を有する有機高分子樹脂とし ては、 例えばエポキシ樹脂、 ポリヒドロキシポリエーテル樹脂、 アクリル系共重合 体樹脂、 エチレン一アクリル酸共重合体樹脂、 アルキド樹脂、 ポリブタジエン樹脂、 フエノール樹脂、 ポリウレタン樹脂、 ポリアミン樹脂、 ポリフエ二レン樹脂類及び これらの樹脂の 2種以上の混合物もしくは付加重合物が挙げられる。 また、 基体樹 脂に複合化させる固形潤滑剤としては、 ポリオレフインワックス、 パラフィンヮッ クス (例えば、 ポリエチレンワックス、 合成パラフィン、 天然パラフィン、 マイク 口ワックス、 塩素化炭 ibi素等) 、 フッ素樹脂微粒子 (例えば、 ポリフル才ロェチ レン樹脂 (ポリ 4フッ化工チレン樹脂など) 、 ポリフッ化ビニル樹脂、 ポリフッ化 ビニリデン樹脂等) が、 挙げられる。 また、 この他にも、 脂肪酸アミド系化合物 ( 例えば、 ステアリン酸アミド、 パルミチン酸アミド、 メチレンビスステアロアミド、 エチレンビスステアロアミド、 才レイン酸アミド、 アルキレンビス脂肪酸アミドな ど) 、 金属石けん類 (例えば、 ステアリン酸カルシウム、 ステアリン酸鉛、 ラウ、 J ン酸カルシウム、 パルミチン酸カルシウム等) 、 金属硫化物 (二硫化モリブデン、 二硫化タングステン) 、 グラフアイ卜、 フッ化黒鉛、 窒化ホウ素、 ポリアルキレン グリコール、 アルカリ金属の 酸塩などを用いても良い。 なお、 以上の固形潤滑剤 の中でも特に、 ポリエチレンワックス、 フッ素樹脂微粒子が好適である。
また、 固形潤滑皮膜としては、 上記有機系の潤滑皮膜に、 さらにシリカゃリ ン酸などの無機成分を含む、 有機無機複合系皮膜であっても良い。
なお、 固形潤滑皮膜が、 リン酸を含有し、 さらに F e、 A l、 M n、 N i、 N H 4の 1種又は 2種以上の力チ才ン成分を含有する水溶液を塗布乾燥して得られるリ ン系酸化物皮膜の場合に特に優れたプレス成形性が得られる。 これは、 リン酸が優 れた無機系のネットワーク皮膜を形成する上、 F e、 A I , Μ η , N i, N H4の 様な力チ才ン成分が塗布水溶液に存在するため、 水溶液の反応性がリン酸単独の場 合に比較して低くなるためである。 これにより、 塗布時におけるリン酸成分と亜鉛 との反応による過剰な結晶質成分の形成が抑制され、 均一な薄膜を得ることが可能 となる。 この結果、 皮膜が亜鉛めつき層を均一に覆うことができ、 亜鉛と金型の凝 着抑制に特に有効となる。
上記の固形潤滑皮膜を形成する水溶液には、 さらに才キシカルボン酸の様な有機 成分が存在することによリ、 プレス成形性のほかに塗装下地処理として施される化 成処理性などが向上する。 通常、 自動車などの製造プロセスでは、 プレス成形後、 脱脂工程、 塗装工程の様な工程が存在する。 ここで、 固形潤滑皮膜の存在が、 プレ ス成形以降の塗装工程において悪影響を及ぼすケースがある。 塗装前処理の化成処 理では、 亜鉛めつきと化成処理液とが反応することが必要であるが、 固形潤滑皮膜 が存在することにより、 その反応が妨げられる。 ここで、 才キシカルボン酸の様な 有機成分が存在する場合、 脱脂工程で固形潤滑皮膜が脱膜しやすくなり、 その後の 工程では皮膜がほとんど残留せず、 悪影響を及ぼすことが無い。 才キシカルボン酸 のうち特に、 クェン酸が有効である。
また、 兑膜が十分でなくとも、 力チ才ン成分として F eが含有する場合に、 ィ匕成 処理性が良好となるため特に好ましい。
上記のような固形皮膜の形成に用いる水溶液は、 通常のオル卜リン酸と各種金属 カチオンからなる水溶液、 第一リン酸塩の水溶液、 オル卜リン酸と硫酸塩などの金 属塩との 合水;'容液などのいずれでも良い。
以下、 固形潤滑皮膜を付与する、 プロセスについてさらに説明する。
亜鉛めつき鋼板は、 固体粒子の投射により表面形態を制御されたのち、 引き続き 浸せき処理、 スプレー処理、 塗布処理などにより、 固体潤滑皮膜が付与される。 固 体潤滑皮膜付与の前に、 活性化処理などの処理を行っても良い。 活性化処理として は、 アルカリ性水溶液、 酸性水溶液への浸漬ゃスプレー処理が挙げられる。
亜鉛系めつき鋼板に処理液を塗布する場合、 塗布する方法としては、 塗布法、 浸漬、 スプレー法などの任意の方法を採用できる。 塗布法としては、 ロール コ一夕一 (3ロール方式、 2ロール方式等) 、 スクイズコ一夕一、 ダイコー ターなどのいずれの方法を用いても良い。 また、 スクイズコ一夕一等による塗 布処理、 浸せき処理またはスプレー処理の後にエアナイフ法やロール絞り法に より塗布量の調整、 外観の均一化、 膜厚の均一化を行うことも可能である。 処 理液の塗布後、 通常は水洗することなく加熱乾燥を行う。 但し、 皮膜の水可溶 性成分を除去する目的などで、 塗布後水洗しても良い。 加熱乾燥処理には、 ド ライヤ一、 熱風炉、 高周波誘導加熱炉、 赤外線炉などを用いることができる。 加熱処理は到達板温で 5 0 ~ 2 0 0 °C、 好ましくは、 5 0〜1 4 0 °Cの範囲で 行うことが望ましい。 加熱温度が 5 0 °C未満では皮膜中の可溶分が多量に残存 し、 シミ状の欠陥を発生し易い。 また、 加熱温度が 1 4 0 °Cを超えると非経済 的である。
皮膜形成液の温度は特に規定されないが、 2 0〜7 0 °Cが好適である。 その温 度が 2 0 °C未満では、 液の安定性が低下する。 一方、 その温度が 7 0 °Cを超えると、 皮膜形成液を高温に保持するための設備や熱エネルギーを要し、 製造コス卜の上昇 を招き不経済である
実施の形態 5の第二の特徴は、 亜鉛めつき鋼板の平均粗さ Raを 0. 3〜3 (11とし ていることである。 平均粗さ Raが 0. 3 μπι未満の場合には、 鋼板と金型との間の保 油性を十分確保することができないため、 プレス加工時の型かじりが発生しやすく なる。 特に亜鉛皮膜が軟らかい場合に顕著となる。 一方、 平均粗さ Raが大きいほ ど、 広範と金型との間の保油性は向上して、 界面に導入される油量は増加するもの の、 表面の大きな凸部に接触荷重が集中することになるため、 その接触部分の摩擦 発熱に起因して、 油膜破断が生じやすくなる。 その結果、 局所的に型かじりが生じ、 保油性が向上することによる効果を相殺する。 したがって、 実施形態 6においては、 大きな凸部を起点とした型かじりが生じない範囲として、 3 μιηを上限とした。 な お、 ここでいう平均粗さとは」 I S Β 0601に規定される R aである。
実施の形態 5の第三の特徵は、 ピークカウン卜 PP Iが、 -50 X Ra ( / m) +300< PP K600を満たすものである。 ピークカウン卜 PP I とは、 SAE91 1規格で規定され るように、 1 インチあたりの凸凹のピーク数である。 なお、 上記ピークカウント PP Iは、 カウン卜レベルが ±0. 635 mにおける値で表している。
ピークカウン卜が大きい場合には、 プレス加工時の金型と亜鉛めつき鋼板との接 触状態が、 単に平均粗さを大きくした場合とは異なる。 すなわち、 ピークカウン卜 が大きいほど、 同一の平均圧力に対して、 金型と接触する表面の突起部の個数が多 くなリ、 個々の突起部の変形量は小さくなる。 すなわち、 多数の突起部が金型と接 触することによって、 個々の突起部が分担する荷重が減少する。 したがって、 突起 部と金型との接触部で生じる摩擦発熱は、 突起が大き tゝ場合に比べて分散されるた め、 各接触界面における温度上昇を抑制することができる。 接触部の温度上昇は、 界面に存在する油膜の微視的な破断をもたらすことから、 摩擦係数が増大して、 さ らに接触部の摩擦発熱が増大するという悪循環を生じさせる。
したがって、 亜鉛めつき鋼板の表面にピッチの短い凸凹を形成することで、 同一 の平均粗さであっても、 プレス成形性を向上させることができる。 また、 平均粗さ が小さくても、 同等以上のプレス成形性を確保することができるので、 塗装後の鮮 映性を悪ィ匕させる要因とはならない。 実施の形態 5において、 亜鉛めつき鋼板のピークカウン卜 PP I の下限値を設定し たのは、 このような以上のような考え方に基づく。 一方、 ピークカウン卜 PP Iの上 限値を 600としているのは、 本発明の実施において得られたピークカウン卜の上限 値を示しているもので、 これ以上の値とすることでさらに良好な結果が得られるこ とは十分予測されるが、 それを実現する経済的な手段がないために上限値を設定し ている。
実施の形態 5に係わる第四の亜鉛めつき鋼板は、 うねり Ifllcaが 0. 8 m以下であ ることを特徴とする。 自動車用途の亜鉛めつき鋼板等では、 プレス加工性の他にも、 塗装後の鮮映性を確保する必要がある。 塗装後の鮮映性については、 塗装の下塗り 工程等において短周期の凸凹は埋められ、 塗装後の鮮映性に影響を与えないものの、 長周期の凸凹は塗装後にも残留して鮮映性を悪化させる。 この場合、 うねり Wcaが、 塗装後の鮮映性と密接な関係がある。 うねり Wca とは、 J I S B 061 0 に規定される 中心線うねりを指し、 高域カットオフを施した凸凹の平均高さを代表する。 塗装後 の鮮映性を良好にするためには、 周期の長い凸凹成分を小さくすることが必要であ リ、 うねり Wcaを 以下とすることで、 塗装後の鮮映性を確保することがで きる。 したがって、 平均粗さを大きくすることで、 鋼板表面に大きな凸凹が形成さ れるため、 塗装後の鮮映性が悪化してしまうという問題点を解決することができる。 また、 実施形態 5に係わる第五の亜鉛めつき鋼板は、 めっき皮膜が主として r?相 から構成されるものである。 皮膜が主として ?相から構成される亜鉛めつき鋼板の 場合は、 合金化溶融亜鉛めつき鋼板に比べて、 皮膜自身が柔らかぐ かつ融点が低 いことから、 プレス加工時に凝着が発生しやすい。 そのため、 表面に付与すべき平 均粗さは大きなものが必要とされ、 従来技術と比較して、 より大きな効果を得るこ とができる。
実施の形態 5に係わる亜鉛めつき鋼板の表面形態の制御方法について説明する。 実施の形態 5の亜鉛めつき鋼板を製造するための第一の方法は、 母材となる鋼板表 面に亜鉛めつきを施した鋼板の表面に微細な固体粒子を投射して表面に凸凹を形成 したのち、 固形潤滑皮膜を付与するか、 あるいは固形潤滑皮膜の付与の後に、 表面 に微細な固体粒子を投射して表面に凸凹を形成することが好ましい。 先に亜鉛めつ き鋼板の表面に固体粒子を投射して表面に凹凸を形成する場合、 潤滑皮膜形成後に 規定の表面形態となる様、 投射条件などを制御すると良い。
亜鉛めつきとしては、 溶融亜鉛めつきあるいは電気亜鉛めつきが一般的であるが、 機械的に亜鉛皮膜を付与しためっき鋼板でもよい。 また、 鋼板に対して機械的性質 を調整するための調質圧延を施したものでも、 未調圧の鋼板を用いてもよい。 さら に、 クロメー卜処理などの後処理を施した鋼板を使用してもよい。
以上のような亜鉛めつき鋼板の表面に投射する固体粒子は、 粒子径〗〜300 m、 望ましくは 25〜100 Atm程度の鋼球あるいはセラミックス系の粒子が好適である。 投射装置としては、 圧縮空気によって固体粒子を加速させる空気式のショッ卜ブラ スト装置あるいは、 遠心力によって固体粒子を加速させる機械式の加速装置を用い てもよい。 このような固体粒子を、 30〜300m/s の投射速度で亜鉛めつき鋼板に一 定時間投射することで、 亜鉛めつき鋼板の表面に微細な凸凹を形成させることがで さる。
ただし、 固体粒子としては完全な球体でなくても、 多面体のような形状でもよい。 なお、 投射する固体粒子として球形のものを使用することで、 表面にディンプル形 状の凹部を形成することができる。 また、 投射する固体粒子が小さいほど、 短ピッ チの凸凹が形成され、 ピークカウン卜を大きくすることができる。 固体粒子の投射 量としては、 粒子が亜鉛めつき鋼板の全面にわたって投射されると共に、 亜鉛皮膜 を剥離させない程度の投射密度として、 0. 1〜40kg/m2が望ましい。 さらに、 以上の ようにして表面に凸凹を付与した鋼板には、 圧縮空気を吹き付けることで、 表面か ら固体粒子を簡単に除去することができる。
—方、 実施の形態 5の亜鉛めつき鋼板を製造するための第二の方法は、 熱間圧延 または冷間圧延によって一定の板厚に加工された鋼板に、 前記と同様に固体粒子を 投射して、 表面に凸凹を形成した後に、 亜鉛めつきを施すものである。 母材となる 鋼板は、 圧延後焼鈍や調質圧延を施したものが一般的であるが、 強度を高めるため に、 焼鈍していないものを用いてもよい。 このような鋼板に対して、 前記と同様の 方法で表面に凸凹を付与することができるが、 鋼板として未焼鈍材あるいは硬質の 材料を用いる場合には、 固体粒子の投射速度を前記条件よリも大きくすることによ つて、 凸凹の大きさを調整する。 このようにして得られた鋼板に対する亜鉛めつき としては、 電気亜鉛めつきが好適であるが、 溶融亜鉛めつきを施したものでもよい。 ところで、 従来技術として開示されている亜鉛めつき鋼板表面の調整方法として は、 いずれも調質圧延によって表面粗度を転写させるというものであるが、 この場 合には、 ピークカウン卜 PPIを 250以上とするのは実際には困難である。 例えば、 特開平 〗 1-302816 の実施例に開示されている亜鉛めつき鐧板の凸凹のピッチは
0. 11關程度とされている。 したがって、 この場合にも 1インチ当たりの凸凹の数 は 230程度と推定される。
また、 従来技術における亜鉛めつき鋼板の製造方法として、 圧延ロールの表面に 凸凹を形成する場合に、 ショットブラス卜加工や放電加工では、 表面に主として H 咅が形成されるため、 鋼板側には主として凸部が転写される。 また、 レーザー加工 や電子ビーム加工では、 レーザー等が照射された咅分は溶融して凹部となるととも に、 その周囲には凸部が形成される。 これが鋼板に転写された場合には、 凸部を中 心とした凹部が周囲に形成されるが、 その形状はドーナッツ型となる。 したがって、 調質圧延で形成された亜鉛めつき鋼板表面の形態と、 本発明で記載したディンプル 形状とは異なるものである。
実施例 1
1 .ディンプル状表面形態の付与
板厚 0.8mmの冷延鋼板を下地とした溶融亜鉛めつき鋼板に対して、 圧延ロール の平均粗さが 0. 25 t mのブライ卜ロールにより調質圧延にて 0.8%の伸長率を付与。 その後、 機械式投射装置により、 投射距離 280mm, 平均投射密度 7 k g/m2、 投射速度 92m/ sの条件で、 平均粒子径 10~250 ΓΠのハイス粒子を所定時間 ( 0. 5〜5秒) 照射し、 ディンプル状表面とした。
2 .固形潤滑皮膜の付与
リン酸アルミ水溶液 (3 A I / Pモル比 =0.8、 固形分濃度 30%、 太平化学 (株) 製) を固形分濃度 5%となるまで、 蒸留水で希釈した。
これを、 ロールコ一夕一で 1 .に示したディンプル状の表面を有する亜鉛めつき 鋼板上に塗布し、 乾燥温度 (到達板温) 80°Cの条件でインダクションヒーターを用 い乾燥した。 形成された平均皮膜厚を、 断面 S E M観察により測定したところ 0. 1 〜0. であった。
しかる後、 固形潤滑皮膜を有する亜鉛めつき鋼板の表面形態を、 接触式粗さ計に て測定した。 さらに、 その摺動特性を、 摩擦係数を測定することにより評価した。 ビードの形状は、 幅 〗0mm、 試料の摺動方向長さ 59mm、 摺動方向両端の下部は曲率 4. 5mmRの曲面で構成され、 試料が押付けられるビード下面は幅 10画、 摺動方向長 さ 50mmの平面を有する。
図 7 2に、 皮膜の P P Iと摩擦係数の関係を示した (図中プロット園) 。 なお、 これらの皮膜の平均粗さ R aは、 0. 5〜3 mであった。
なお、 図には J;ヒ較として、
1 ) 圧延ロールにより表面形態制御を行いディンプル形状を持たない表面形状 としたのみで、 固形潤滑皮膜を付与しない鐧板 (図中〇)
2 ) 同様に圧延ロールにより表面形態制御を行い、 ディンプル形状を持たない 表面を形成した後、 実施例と同じリン酸アルミ水溶液の塗布による固形潤滑 皮膜付与した鋼板 (図中△)
3 ) 固形潤滑皮膜を付与せず、 単に表面形態制御のみを行ったもの (図中▲) のそれぞれの P P Iと摩擦係数も測定し、 プロットした。
なお、 上記 1 ) のディンプル形状を持たない比較材作成に使用した圧延ロールは、 放電加工によって表面粗度を付与したものを用いた。 放電加工は、 亜鉛めつき鋼板 のピークカウン卜を大きくする方法として知られておリ、 プレス成形性および塗装 後の鮮映性を良好にするために従来技術として用いられている,。 ここでは、 放電加 ェの加工条件を変えることによって、 平均粗さ Raを 2.4~3. 6 μηιの範 fflで変ィヒさ せた圧延ロールを用いた。 調質圧延の伸長率は 1.0%として、 調質圧延後の亜鉛め つき鋼板の平均粗さ Raおよびピークカウン卜 PPIを測定した。 本比較例における、 ロールによる粗さ付与した鋼板の平均粗さ R aは 0. 5〜2 ΓΠであった。
また上記 2 ) の比較材は、 圧延ロールにより粗さを付与した鋼板に、 ロールコー ターでリン酸アルミ固形潤滑皮膜を付与したものである。 固形潤滑皮膜の形成につ いては実施例と同じ方法とした。 固形皮膜の膜厚 0. 1〜0. 5 ΓΠ程度であった。 図より、 本発明で得られる鋼板の摺動特性が特に優れていることがわかる。
さらに、 本発明の方法によリ得られた亜鉛めつき鋼板の表面形態は固形潤滑皮膜 形成後のものであり、 平均粗さ R a=1.5Atm、 Wc a=0.44 tm、 P P I =373 であった。 表面はディンプル状の凹凸からなる。
実施例 2
板厚 0.8mmの冷延鋼板を下地とした溶融亜鉛めつき鋼板に対して、 圧延ロールの 平均粗さが 0.25 tmのブライ卜ロールにより調質圧延にて 0.8%の伸長率を付与。 その後、 機械式投射装置により、 投射距離 280mm, 平均投射密度 6k g/m2、 投射速度 92m/ sの条件で、 平均粒子径 65 mのハイス粒子を所定時間 1秒照射 し、 ディンプル状表面とした。
上記ディンプル状表面を有する、 皮膜上に固形潤滑皮膜として、
A) 第一リン酸アンモニゥ厶水溶液 (太平化学 (株) 製、 固形分 20%) とクェン 酸鉄 (関東化学製) をリン酸と鉄のモル比が 1: 1となる様に混合させ水溶液 とし、 固形分を 5%まで純水で希釈した水溶液をロールコーターで塗布し、 到達板温 80°Cにて乾燥させ、 固形潤滑皮膜を形成させた。
固形潤滑皮膜の平均膜厚は 0.3 mであった。
B) 硫酸第一鉄とオルトリン酸を、 Fe とオルトリン酸 (H3P04) のモル比が 1:
5となる比率で混合し、 固形分を 20%とした硫酸イオン含有リン酸鉄水溶液 を固形分が 3 %となるまで純水で希釈した水溶液を口一ルコ一ターで塗布し、 到達板温 80°Cにて乾燥させ固形潤滑皮膜を形成させた。
固形潤滑皮膜の平均膜厚は 0.1 tmであった。
また、 実施例 1と同様の方法により摩擦係数及び平均粗さ、 うねり、 PPI を測定 したところ、
A) の場合摩擦係数は、 0.140であり、 良好な摺動特性を示した。 また、 平均粗さ R a =1.34、 Wc a =0.44, P P I =370であった。
B)の場合摩擦係数は、 0.141 であり、 良好な摺動特性を示した。 また、 平均粗さ R a=1.32、 Wc a=0.42、 P P I =365であった。 この亜鉛めつき鋼板に、 パー力一興産 (株) 製ノックスラス卜 550HNを 2.0g/ m 2となる様に塗油した後、 日本 Λ°-力ライ y ンク' (株) 製、 アルカリ脱脂液 FC- 4480 により 43°C、 120 秒浸潰の条件で脱脂、 引き続き日本ハ '-カライシ'ンゲ (株) 製、 プレ パレン Z及び化成処理液 P B- L3080 により 43°C、 60 秒浸潰の条件にて化成処理 した。
化成処理後の外観を目視観察したところスケも無く良好な化成処理皮膜が形成さ れた。 また、 S EMでリン酸塩結晶を観察したところ緻密な結晶の成長が確認され 良好な化成処理性を示していることが判明した。
実施の形態 6
実施の形態 6は、 プレス成形品の製造方法であって、 ディンプル状形態の表 面を有する亜鉛めつき鋼板の部材を用意する第 1の工程と、 前記部材にプレス 成形を施して所望の形状のプレス成形品に加工する第 2の工程とを有するプレ ス成形品の製造方法を提供する。
実施の形態 6のような亜鉛めつき鋼板は、 プレス金型と鋼板の界面における保油 性が高く、 型かじりが少ないので、 プレス成形性が高く、 塗装後鮮映性も良好であ る。 このため、 この亜鉛めつき鋼板又はこの鋼板から成る部材をプレス成形した場 合、 その鋼板そのものの特質が活かされ、 プレス成形をしても良好な品質が維持さ れ、 塗装後鮮映性も高い。 以下に具体的に、 本件発明に係る亜鉛めつき鋼板の加工 方法、 換言すればプレス成形品の製造方法について説明する。 ここで、 プレス成形 品とは、 自動車ボディー用部材等が挙げられる。
図 7 3は、 本件発明に係るプレス成形品の製造方法の作業フローである。 この作 業フローは、 通常、 本件発明に係る鋼板の製造すること又はその製造された鋼板を 例えばコイルにして目的場所に搬送することを前工程とししており、 先ず、 本件発 明に係る鋼板を準備することから始まる (S 0、 S 1 ) 。 この鋼板に対してプレス加 ェを施す前に、 鋼板に対して前処理的な加工を施すこともあれば (S 2 ) 、 裁断機 により所定の寸法や形状に加工することもある (S 3 ) 。 前者の S 2の工程では、 例えば鋼板の幅方向の所定箇所に切り込みや穿孔を行い、 引き続くプレス加工を終 えた段階又はそのプレス加工の過程で、 所定の寸法及び形状のプレス成形品又は被 プレス加工部材として切り離すことができるようにしておく。 後者の S 3の工程で は、 最終的なプレス成形品の寸法、 形状等を予め考慮して、 所定の寸法及び形状の 鋼板部材に加工 (従って裁断) するようにしておく。 その後、 S 2及び S 3の工程 を経由した部材には、 プレス加工が施され、 最終的に目的とする寸法 '形状の所望 のプレス成形品が製造される (S 4 ) 。 このプレス加工は、 通常は多段階で行われ、 3段階以上 7段階以下であることが多い。
S 4の工程は、 S 2及び S 3の工程を経由した部材に対して更に所定の寸法や形状 に裁断する工程を含む場合もある。 この場合の 「裁断 J という作業は、 例えば、 少 なくともプレス加工の過程で、 S 2及び S 3の工程を経由した部材の端部のような 最終的なプレス成形品には不要部分を切り離す作業であっても構わないし、 又、 S 2の工程で設けられた鋼板の幅方向の切り込みや穿孔に沿って被プレス加工部材を 切り離す作業であつても構わな 、。
尚、 N 1乃至 N 3は、 鋼板、 部材、 プレス成形品を、 機械的に (ロボットにより 自動化されている場合が多い) 或いは作業員による搬送作業である場合がある。 こうして製造されるプレス成形品は、 必要に応じて次工程に送られる。 次工程と しては、 例えば、 プレス成形品に更に機械加工を施し、 寸法や形状を調整する工程、 プレス成形品を所定場所に搬送し、 格納する工程、 プレス成形品に表面処理を施す 工程、 プレス成形品を用いて自動車のような目的物を組み立てる組立工程がある。 図 7 4は、 図 7 3に示した作業を実際に行う装置と鋼板、 部材、 プレス成形品の 流れとの関係を示すブロック図である。 この図においては、 本件発明に係る鋼板は コイル状で準備されており、 プレス加工機によりプレス成形品が製造される。 プレ ス加工機は多段プレスを行う機種のものであるが、 本件発明はこれに限定されない。 プレス加工機の前段に、 裁断機その他の前処理機械を設置する場合もあれば、 設 置しない場合もある。 裁断機が設置される場合には、 コイルから供給される長尺の 本件発明に係る鋼板から、 必要な寸法又は形状の部材を裁断し、 この部材がプレス 加工機においてプレス加工され、 所定のプレス成形品となる。 鋼板の幅方向に切り 欠きや穿孔を施す前処理機械が設置される場合には、 プレス加工機においてその切 り欠きや穿孔に沿って裁断が行われても構わない。 前処理機械を設置しない場合に は、 プレス加工機において鋼板がプレス加工される過程で、 裁断が行われ、 最終的 に所定の寸法、 形状を有するプレス成形品が製造される。
尚、 図 7 4における 「裁断」 の意味は、 図 7 3におけるそれと同じである。
こうして製造されるプレス成形品は、 その原材料として本件発明に係る亜鉛めつ き鋼板を使用しているので、 プレス成形をしても良好な品質が維持され、 塗装後鮮 映性も高い。 このような特質は、 プレス成形品が自動車用部材、 特にボディー用部 材である場合に特に有用である。

Claims

請求の範囲
1 . 亜鉛めつき鋼板の表面に固体粒子を投射して、 該鐧板の表面形態を調整す る工程を有する亜鉛めつき鋼板の製造方法。
2. 該表面形態が、 鋼板表面の平均粗さ Ra、 鋼板表面のピークカウン卜 PPし 鋼板表面のろ波中心線うねり Wca からなる群から選択された少なくとも一つで ある請求の範囲 1に記載の亜鉛めつき鋼板の製造方法。
3. 該表面形態を調整する工程が、 鋼板表面の平均粗さ Raを 0.3〜3 μηιに調 整することからなる請求の範囲 1に記載の亜鉛めつき鋼板の製造方法。
4. 該表面形態を調整する工程が、 鋼板表面のピークカウン卜 PPI を 250以上 に調整することからなる請求の範囲 1に記載の亜鉛めつき鋼板の製造方法。
5. 該表面形態を調整する工程が、 鋼板表面のろ波中心線うねり Wcaを 0.8μηι 以下に調整することからなる請求の範囲 1に記載の亜鉛めつき鋼板の製造方法。
6. 該固体粒子が、 10〜300 m の平均粒子径を有する請求の範囲 1に記載の亜 鉛めつき鋼板の製造方法。
7. 該固体粒子が、 金属系材料である請求の範囲 1 に記載の亜鉛めつき鋼板の 製造方法。
8. 該固体粒子が、 ほぼ球形の形状を有する請求の範囲 Ί に記載の亜鉛めつき 鋼板の製造方法。
9. 該表面形態を調整する工程が、 亜鉛めつき鋼板の表面に 30~300m/secの 投射速度で固体粒子を投射して、 該鐧板の表面形態を調整することからなる請 求の範囲 1に記載の亜鉛めつき鋼板の製造方法。
1 0. 該表面形態を調整する工程が、 亜鉛めつき鋼板の表面に 0.2~40kg/m2の 投射密度で固体粒子を投射して、 該鋼板の表面形態を調整することからなる請 求の範囲 1に記載の亜鉛めつき鋼板の製造方法。
1 1 . 該亜鉛めつき鋼板が、 実質的に 77相からなるめっき皮膜を有する請求の 範囲 1に記載の亜鉛めつき鋼板の製造方法。
1 2. 該表面形態を調整する工程に先立って、 亜鉛めつき鋼板のろ波中心線う ねり Wcaを 0. 7 m以下に調整する調質圧延工程を有する請求の範囲 1に記載 の亜鉛めつき鋼板の製造方法。
1 3. 該表面形態を調整する工程が、 亜鉛めつき鋼板の表面に、 ロー夕一回転 中心から金属鋼帯までの距離が 700mm以下である遠心式投射装置を使用して、 30〜300μιπ の平均粒子径を有する固体粒子を投射することからなる請求の範囲
1に記載の亜鉛めつき鋼板の製造方法。
1 4. 前記固体粒子が、 平均粒子径を dとするとき、 固体粒子の全重量に対して、 粒子径が 0.5 c!〜 2 dの固体粒子の重量の比率が 85%以上である請求の範囲 1 3に 記載の亜鉛めつき鋼板の製造方法。
1 5. 該固体粒子が、 2 g/cm3以上の密度を有する請求の範囲 1 3に記載の亜鉛 めっき鋼板の製造方法。
1 6. ディンプル状形態の表面を有する亜鉛めつき鋼板。
1 7. ディンプル状形態の表面を有する、 請求の範囲 1に記載の製造方法により製 造された亜鉛めつき鋼板。
1 8. 該表面が 0· 3〜3 mの平均粗さ Raを有する請求の範囲 1 6に記載の亜鉛め つき鋼板。
1 9. 該表面が下記の式で表されるピークカウン卜 PPIを有する請求の範囲 1 6に 記載の亜鉛めつき鋼板。
-50XRa (βϊίΐ) +300 < PPI く 600
20. 該表面が少なくとも 250のピークカウン卜 PPIを有する請求の範囲 1 6に記載 の亜鉛めつき鋼板。
2 1 . 該表面が 0.8 m以下であるろ波中心線うねり Wcaを有する請求の範囲 1 6に 記載の亜鉛めつき鋼板。
2 2. 該亜鉛めつき鋼板が実質的に 77相からなるめっき皮膜を有する請求の範囲 1 6に記載の亜鉛めつき鋼板。
2 3. 該亜鉛めつき鋼板が、 3· 1x102個/ mm2以上の負荷面積比 80%に対応する深さレ ベルにおける窪み個数密度を有する請求の範囲 1 6に記載の亜鉛めつき鋼板。
24. 該表面が、 中核部流体保持指標 Sci が 1.2以上であるテクスチャーを有 する請求の範囲 1 6に記載の亜鉛めつき鋼板。
2 5. さらに、 亜鉛めつき鋼板の表面に平均厚みが 0.001〜2 mの固形潤滑被膜 を有し、 前記固形潤滑被膜が無機系固形潤滑被膜、 有機系固形潤滑被膜と有機無機 複合系固形潤滑被膜からなるグループから選択された一つである請求の範囲 1 6に 記載の亜鉛めつき鋼板。
26. 前記固形潤滑被膜が、 リン酸と、 F e、 Aし Mn、 N iと NH4 +からなる グループから選択された少なくとも 1種の力チ才ン成分を含有する水溶液を塗布乾 燥して得られるリン系酸化物皮膜である請求の範囲 25に記載の亜鉛めつき鋼板。
27. 前記固形潤滑被膜が、 P成分及び N成分、 F e、 A l、 MnとN iからなる グループから選択された少なくとも 1種を含有し;
前記固形潤滑被膜が、 0.2— 6である、 P成分量 (b) と、 N成分、 F e、 Aし M nと N iの合計量 (a) とのモル比 (a) / (b) , ただし、 P成分量は P2O5換算量、 N成分量はアンモニゥ厶換算量である、
請求の範囲 2 6に記載の亜鉛めつき鋼板。
28. 前記固形潤滑被膜が、 固形潤滑被膜成分として P成分と N成分とを、 窒素化 合物、 りん系化合物と窒素'りん系化合物からなるグループから選択された一つの 形態で含有する請求の範囲 26に記載の亜鉛めつき鋼板。
29. 前記固形潤滑被膜が、 固形潤滑被膜成分として少なくとも F eを含有する請 求の範囲 26に記載の亜鉛めつき鋼板。
3 0. 力チ才ン成分 (α) とリン酸成分 (β ) とを含有する水溶液を亜鉛系め つき鋼板のめっき層表面に塗布し、 引き続き水洗することなく乾燥して皮膜を 形成する、
前記カチオン成分 (α) は、 実質的に Mg、 Aし C a、 T i 、 F e、 C o、 N i 、 C u、 o, N H4+の群から選択された少なくとも 1種の金属ィ才 ン又はカチオンからなり、
前記水溶液は、 0. 2〜6である力チ才ン成分 (α) の合計とリン酸成分 (β ) のモル濃度比 (α) / (β ) を有し、 但し、 リン酸は Ρ 205換算モル濃 度である、
請求の範囲 26に記載の亜鉛めつき鋼板の製造方法。
3 1. プレス成形品の製造方法であって、 ディンプル状形態の表面を有する亜 鉛めつき鋼板の部材を用意する第 1の工程と、 前記部材にプレス成形を施して 所望の形状のプレス成形品に加工する第 2の工程とを有するプレス成形品の製 造方法。
3 2. 該表面が 0. 3〜3 Atmの平均粗さ Raを有する請求の範囲 3 1に記載のプレス 成形品の製造方法。
3 3. 該表面が下記の式で表されるピークカウン卜 PPIを有する請求の範囲 3 1に 記載のプレス成形品の製造方法。
-50XRa (A m) +300 < PPI < 600
34. 該表面が少なくとも 250のピークカウン卜 PPIを有する請求の範囲 3 1に記載 のプレス成形品の製造方法。
3 5. 該表面が 0.8 tn以下であるろ波中心線うねり Wcaを有する請求の範囲 3 1に 記載のプレス成形品の製造方法。
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