WO2002036281A1 - Materiau d'ebauche forme sous pression a formabilite excellente et procede de production - Google Patents

Materiau d'ebauche forme sous pression a formabilite excellente et procede de production Download PDF

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WO2002036281A1
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tailored blank
steel plate
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tensile strength
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Koji Hashimoto
Yukihisa Kuriyama
Toru Yoshida
Yasunobu Miyazaki
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Nippon Steel Corporation
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    • B21D22/20—Deep-drawing
    • B21D22/201—Work-pieces; preparation of the work-pieces, e.g. lubricating, coating
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    • B23K2101/00—Articles made by soldering, welding or cutting
    • B23K2101/18—Sheet panels
    • B23K2101/185—Tailored blanks

Definitions

  • the present invention relates to a tailored blank material made of a combination of two or more base plates used for press molding.
  • a base plate obtained by welding and joining two or more kinds of sheet thicknesses or the same sheet thickness and different mechanical properties of cold-rolled steel sheet, hot-rolled steel sheet, surface-treated steel sheet, stainless steel sheet, aluminum sheet, aluminum alloy, etc. If the strength of the base material is different, the base material may break on the low-strength base plate side during press forming, but the work hardening characteristics of two or more base plates are optimally combined. Therefore, the present invention relates to a tailored blank made of a different material, which increases the amount of strain applied to the high-strength blank before the fracture, and consequently improves press formability.
  • Background art is welded and joining two or more kinds of sheet thicknesses or the same sheet thickness and different mechanical properties of cold-rolled steel sheet, hot-rolled steel sheet, surface-treated steel sheet, stainless steel sheet, aluminum sheet, aluminum alloy, etc.
  • the tailored blanks fastened by continuous welding have the economic effects listed above, but due to the deterioration of the material of the continuous welded parts, poor forming during press forming has become a problem.
  • the “ductile rate-limiting mode” in which the weld bead deteriorated when the base plate was stretched in parallel with the weld bead, and the material deteriorated.
  • the base plate is stretched across the weld bead, it is divided into a “stress-controlled mode” that leads to base material fracture of the base plate on the low-strength side.
  • Japanese Patent Publication No. 7-26364 Japanese Patent Publication No. 7-26364, describes that an ultra-low carbon steel sheet with excellent formability after high-density energy beam welding has a value of 2.6 ⁇ f (C, S Steel plates satisfying i, Mn, P, B) ⁇ 12.5 have been invented.
  • ultra-low carbon steel sheets may not be able to satisfy the required strength of members with the use of recent high-strength blanks.
  • no countermeasures could be taken against the “stress-controlled mode” fracture.
  • An object of the present invention is to provide a dissimilar tailored blank having excellent press-forming performance by solving the above-mentioned drawbacks of the conventional dissimilar-material tailored blank.
  • the present inventors have investigated the work hardening characteristics of the raw material against the failure of press forming of tailored blanks made of different materials, and in particular, the fracture in “stress-controlled mode” for which effective measures could not be taken until now.
  • the molding limit was improved by improving the balance of strength with the low-strength material side. That is, the gist of the present invention is:
  • Tailored blanks for press forming with excellent formability characterized in that the ratio of the value (n 2 ) (niZn is 0.75 or more to 3.8 or less)
  • the base plate is a steel plate or a surface-treated steel plate, and the tensile strength of the low tensile strength side steel plate is 380 MPa or more and less than 590 MPa, and the ratio of work hardening characteristic values (r Zr) is 1.0.
  • r Zr work hardening characteristic values
  • the welding method of the tailored blank material according to any one of the above (1) to (3) is a laser welding method, a mash shim welding method, an arc welding method, an electron beam welding method, a TIG welding method.
  • the blank used in the tailored blank includes a rolled steel plate, a plated steel plate such as zinc, a stainless steel plate, and a thin plate of a non-ferrous metal such as aluminum.
  • a rolled steel plate a rolled steel plate
  • a plated steel plate such as zinc
  • a stainless steel plate a thin plate of a non-ferrous metal such as aluminum.
  • Figure 3 shows the load-strain relationship at the time of fracture of a dissimilar TB material that combines low-strength and high-strength materials.
  • the strain value on the high-strength steel sheet at each strength ratio is obtained as shown in Fig. 1.
  • the n value from 0.15 to 0.25 the like can take a steel sheet
  • the material plate strength and ItaAtsuhi (t 2 ⁇ TS 2 Z t TS is 0.8 (1: 1.25) If it is smaller, the plastic strain on the high-strength steel sheet side is about 0.1 or less, which indicates that it hardly contributes to forming.
  • the ⁇ value ( ⁇ required for the high-strength raw material side is (1) for each combination of raw material strength and thickness.
  • the value shown in Fig. 2 is obtained by calculating the formula backward.
  • Fig. 2 represents the case where the maximum plastic strain ( ⁇ ⁇ ) on the high-strength blank required for the part is the same. For example, Fig.
  • n-value tends to decrease relatively at high strength, so it is difficult to increase the n-value ratio on the high-strength steel plate side to 1 or more as described above. Since high n-value materials can be applied to residual steel or stainless steel, combinations that satisfy the n-value ratio shown in Fig. 2 are possible.
  • the plastic strain on the high-strength steel plate side is preferably 0.2 or more, so it is necessary to set (n-n 2 ) ⁇ 1.1 from Fig. 2.
  • the n value on the high-strength material side tends to be low in the high-strength material side, if consideration is given to the processing method so that the plastic strain on the high-strength steel sheet side can be maintained at 0.1 or more, (r Zn ⁇ 0.75
  • Figure 1 is a graph in which the maximum plastic strain value generated on the high-strength blank side of a tailored plank material of a different material is calculated for each combination of the blank strength and the board thickness.
  • Figure 2 shows the n-value ratio ( ⁇ , ⁇ ⁇ ) of the high-strength and low-strength sheets required for each thickness-to-strength ratio combination for each high-strength sheet-side plastic strain required for the molded product. ) It is rough.
  • Fig. 3 explains the difference in the maximum plastic strain s ⁇ applied to the high-strength base plate when the n-value of the high-strength base plate is changed.
  • FIG. 4 is a schematic explanatory view of a hydraulic bulge test method used in a molding test.
  • FIG. 5 is a graph showing a comparison of molding heights when a tailored blank material of a different material is subjected to a hydroforming test.
  • Table 1 shows that the low-strength base plate is made of a 0.8-Omm thick soft cold-rolled steel plate (A: SP CEN) and a high-strength steel plate (B: 44 OMPa). shows the various 59 OMP a high-tensile steel (C to F). and welded at each steel species with 5 kWC0 2 laser, have created a tailored blank that combines material a or B materials and C to F. Table 1. Typical mechanical properties of blanks used for tailored blanks of different materials
  • Figure 4 shows the hydraulic bulge test method used to compare formability.
  • 1 is a die
  • Reference numeral 2 denotes a sheet holding plate
  • reference numeral 3 denotes a test material
  • reference numeral 4 denotes a machine oil for applying a hydraulic pressure supplied from a die side.
  • Figure 5 shows the measurement results of the hydraulic bulge forming test height. From the left, the cold-rolled steel sheet (A) and the 440 MPa high-strength steel sheet (B) —the bulge forming height of the single sheet, and from the right, (A + C) ), (A + D), (A + E), (A + F), (B + C), (B + D), (B + E), (B + F) It is the bulge forming height of the blank material.
  • the bulge forming height increases as the n-value on the high-strength steel sheet increases, and when the tensile strength of the low-strength steel sheet is 304 MPa, (when ⁇ , / ⁇ exceeds 0.75, When the overhang height exceeds 25 mm and the tensile strength of the low-strength blank is 459 MPa, the overhang height exceeds 2 Omm when ( ⁇ , / ⁇ exceeds 1.0) It can be seen that the improvement effect on the properties was remarkable.
  • the fracture mode was a stress-controlled type fracture in which the fracture occurred on the low-strength base plate side.
  • cold-rolled steel sheets, hot-rolled steel sheets, galvanized steel sheets such as zinc, stainless steel sheets, and non-ferrous metal thin sheets such as aluminum sheets and aluminum alloy sheets are required for tailored blanks of different materials.
  • galvanized steel sheets such as zinc, stainless steel sheets
  • non-ferrous metal thin sheets such as aluminum sheets and aluminum alloy sheets.
  • the tailored blank material with excellent press formability according to the present invention is extremely effective for forming such as deep drawing and overhang, and has high industrial value.

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Description

明 細 成形性に優れたプレス成形用テーラード 材及びその製造方法 技術分野
本発明は、 プレス成形用に用いられる 2種以上の素板を組み合わせた異材質テ —ラードブランク材に関する。
更に詳しくは， 2種以上の板厚又は同じ板厚で，機械的特性の異なる冷延鋼板、 熱延鋼板， 表面処理鋼板， ステンレス鋼板， アルミニウム板， アルミニウム合金 等を溶接接合した素板 （テーラードブランク材又は T B材と呼ぶ） に関して， 素 材強度の異なる場合にはプレス成形時に低強度素板側で母材破断を生じることが あるが， 2種以上の素板の加工硬化特性を最適組み合わせとすることで， 破断に 至るまでに高強度素板側に加わるひずみ量を増大させ， その結果としてプレス成 形性を向上させた異材質テーラードブランク材に関する。 背景技術
自動車用プレス部品は， 工程簡素化， 金型数削減などのため， 2種以上の部品 を一体成形する技術が広く取り入れられている。 しかし， 一体成形部品を素板か ら生産する場合にはスクラップとなる部分が多くなることから， 素板歩留まり向 上のために同一 ·同材質の薄板類をレーザ一溶接やマツシユシーム溶接， 電子ビ —ム溶接， T I G溶接， アーク溶接などで連続溶接し， 一体プレス成形を行う手 法が開発された。 さらに， 最近では衝突安全性の観点から， 部品の一部に必要な 材料強度や板厚を変えた素板を連続溶接して用いる， 異材質テーラードブランク 材が多く用いられるようになつている。
これら連続溶接により締結されたテーラ一ドブランク材は， 先に列記した経済 的効果を有するが， 連続溶接部分の材質劣化などにより， プレス成形時の成形不 良が問題となっている。 プレス成形時の破断としては， 溶接ビード部と平行に素 板が延ばされたとき，材質劣化した溶接ビード部が破断に至る「延性律速モ一ド」 と， 溶接ビ一ドを挟んで素板が引き延ばされたとき， 低強度側の素板の母材破断 に至る 「応力律速モード」 に分けられる。
このような事態に対し、 例えば特公平 7— 2 6 3 4 6号等の公報にて， 高密度 エネルギービーム溶接後の成形性に優れた極低炭素鋼板として 2. 6≤ f (C, S i， Mn, P， B) ≤ 1 2. 5を満足する鋼板が発明されている。 しかし， こ のような極低炭素鋼板では昨今の高強度素板の適用では部材に必要な強度を満足 できない場合があることと， 溶接ビード部の特性向上により 「延性律速モード」 の破断に対しては効果が認められるが， 「応力律速モード」 の破断に対しては何ら 対策が打てないことが判明した。
この点について，応力律速モードの破断時のひずみ分布については従来知見（例 えば， 池本公一ら， 塑性と加工， V o l . 3 2 , N o. 3 7 0 ( 1 9 9 1 ) 1 3 8 3〜 1 3 9 0 ) により素板の強度比で 2種以上の素板に加わるひずみ比が初等 解析で求まることが記されている。 即ち， 2種類の材料の応力一ひずみ関係式を 添字 1 :高強度材， 添字 2 ：低高強度材とすると， σ Κ, ε Λ σ2=Κ2ε 2 η2で表 せられる。接合部では応力が釣り合つているために σ, t σ2 2が成り立つ。よ つてこれらの式を解くと， 低強度材側が破断限界に達したときの高強度材側のひ ずみ （ε ΐ Χ) は， TS,， T S2の値から求めると下記 （1 ) で与えられる。
ε = η 1 { ( 12/ t i) (TS2XT S1)} 1/111 · · · · ( 1 )
ここで、 σ ：引張応力 [MP a]
K：塑性係数 [MP a]
ε ：対数塑性ひずみ
η ：加工硬化指数
TS ：最大引張強度 [MP a]
しかし， 高強度材側の最大ひずみは計算できても 「応力律速モード」 での破断 を改善する方法については記されていなかった。 従ってプレス現場では， 異材質 テ一ラードブランク材での 「応力律速モード」 が生じた場合には， 素板強度比を 下げるために板厚比を低減するか， 強度比を下げざるをえなかった。 発明の開示
本発明は、 上記した従来の異材質テーラードブランク材のプレス成形性の欠点 を解決し， 優れたプレス成形性能を有する異材質テーラードブランク材を提供す ることを目的とする。
本発明者等は、 異材質テーラードブランク材に関するプレス成形不良， とりわ け今まで有効な対策をたてることができなかった 「応力律速モード」 の破断に対 して， 素板の加工硬化特性を重視し， 低強度材側との強度バランスを改善する事 により成形限界の向上を図った。 即ち、 本発明の要旨とするところは、
(1) 引張強さが異なる 2種類以上の素板が連続溶接されたテーラードブランク 材において， 高引張強さ側材料の加工硬化特性値 （im) と低引張強さ側材料の加 ェ硬化特性値 （n2) の比 （niZn を 0. 75以上 3. 8以下とすることを特徴 とする成形性に優れたプレス成形用テーラードブランク材、
(2) 素板が鋼板または表面処理鋼板であり， 低引張強さ側鋼板の引張強さが 3 8 OMP a未満であることを特徴とする前記 （1) 1記載のプレス成形用テーラ 一ドブランク材、
(3) 素板が鋼板または表面処理鋼板であり， 低引張強さ側鋼板の引張強さが 3 80 MP a以上 590 MP a未満であり加工硬化特性値の比 （r Zr ) を 1. 0 以上 3. 8以下とすることを特徴とするプレス成形用テ一ラードブランク材、
(4) 前記 （1) 〜 （3) の何れか 1項に記載のテーラードブランク材の溶接方 法が， レーザー溶接法， マッシュシ一ム溶接法， アーク溶接法， 電子ビーム溶接 法， T I G溶接法のいずれかであるプレス成形用テ一ラードブランク材の製造方 法。
にある。
尚、本発明において、 n値は引張伸び λ5= 5 %から λ1()= 1 0 %の間の加工硬化 特性を表すものとし， 5 %及び 1 0 %伸び時点での引張荷重を Ρ5(Ν)と Ρ1()(Ν) とすれば，
Figure imgf000006_0001
io/lOO.)/ log(l + AB/100)]]
= [log(P.o/P5)+0.02021 /0.2908 (2) により測定した値と定義する。
また、 本発明においてテ一ラードブランク材に用いる素板とは， 冷延鋼板、 亜 鉛などのめつき鋼板， ステンレス鋼板や、 アルミニウム等の非鉄金属の薄板もそ の範囲に含むものである。 以下、 本発明について詳細に説明する。
図 3は， 低強度材と高強度材を接合した異材質 TB材の破断時の荷重一ひずみ 関係を示す。 低強度材が最大荷重に達したとき， 高強度材側は同じ荷重が掛かつ ているが， このとき高強度材側が低 n値材の場合， 到達するひずみは低い値にな る。 一方， 高強度材側が高 n値材の場合， 到達するひずみは高い値になる。 この ように， 高強度素板側の n値を高めることにより， 低強度素板が破断するまでに 高強度素板の変形が促進され， 成形性向上に貢献することが可能である。
(1) 式を用いて， 各強度比における高強度鋼板側のひずみ値を求めると， 図 1に示した値となる。 図 1からわかるように， 鋼板などが取りうる n値 0. 15 〜 0. 25では， 素板強度 ·板厚比 （ t 2 · T S 2Z t T S が 0. 8 (1 : 1. 25) より小さいと高強度鋼板側の塑性ひずみは 0. 1程度以下となり， ほとん ど成形に寄与しないことがわかる。
また， 高強度素板側に必要な最大塑性ひずみ値 （ε1ΙΜ) は部品により異なるた め， 高強度素板側に必要な η値 （η を， 素板強度 ·板厚組合せ毎に （1) 式を 逆算して求めると図 2に示す値となる。
図 2中の横軸は 1 n ( t , · T S,Z 2 · TS2)で表せられる板厚強度比，縦軸は 高強度素板側に必要とされる n値 （η,) を低強度鋼板側の η値 （η2=0. 3と仮 定） で割った比である。 図 2中の各曲線は， 部品に必要な高強度素板側の最大塑 性ひずみ（εΐΜΧ)が同一の場合を現す。例えば、図 2より部品に必要とされる高強 度素板側最大ひずみ （ ε -ax) が 0. 05で， 2種類の板厚強度比 ( t , · T Sノ t 2 · T S 2) が 2倍の場合 （ I n 2 = 0. 69), 高強度素板側に必要な n値の比は (n,/n2) = 1. 16となる。
なお， 通常の鋼板製造では， 高強度になると n値は相対的に低下する傾向があ るため， 上記のように高強度鋼板側の n値比を 1以上にするのは困難であるが， 残留ァ鋼もしくはステンレス鋼などでは高 n値材の適用が可能なことから， 図 2 に示す n値比を満たす組み合わせが可能である。
また， 必要な n値比 (η,/η の範囲に関しては， 板厚強度比（t, · TSノ t 2 · T S 2) が 1. 2 ( 1 n 1. 2 = 0. 18) 以上の場合を想定すると， 高強度鋼 板側の塑性ひずみは 0. 2以上が望ましいので， 図 2より (nノ n2) ≥ 1. 1と することが必要である。 しかし， 実用的なテーラードブランク材では， 高強度材 料側の n値が低くなる傾向が強いことから， 高強度鋼板側の塑性ひずみを 0. 1 以上確保できるよう加工法を配慮すれば， （r Zn ≥0. 75が望ましい値と なる。 一方， 本発明に用いる素材における最大の n値はステンレス鋼板で 0. 5 程度であり、 n値の低い通常の熱延板は n値 =0. 1 3程度であるため， (η,/η 2) ≤ 0. 5/0. 13 = 3. 8となる。
低引張強さ側鋼板の引張強さが 380 MP a未満であることを特徴とするプレ ス成形用テーラードブランク材は上記の理由で 0. 7 5≤ (n,/n2) ≤ 3. 8で あるが， 低引張強さ側鋼板の引張強さが 380MP a以上 5 90MP a未満であ るプレス成形用テーラ一ドブランク材の場合は， n2の値が 0. 1 5〜0. 2程度 と低いために， 高引張強さ側鋼板の成形性を補うために n値が 2以上と高い複相 鋼板や残留ァ鋼を用いることが好ましく加工硬化特性値の比 （n!Zns) は 1. 0 (=2. 0/2. 0) 以上が適切となる。 図面の簡単な説明
図 1は、 異材質テーラードプランク材の高強度素板側に生じる最大塑性ひずみ 値を， 各素板強度 ·板厚の組み合わせごとに計算で求めたグラフである。
図 2は、 成形品に求められる高強度素板側の塑性ひずみ毎に， 各板厚強度比の 組み合わせの場合に必要な高強度素板と低強度素板の n値比（η,Ζι^) を示すグ ラフである。
図 3は、 高強度素板側の n値を変えた場合に高強度素板側に加わる最大塑性ひ ずみ s ^の違いを説明し， 高 n値材を組み合わせた場合の成形性向上機構を説明す る図である。
図 4は、 成形試験に用いた液圧バルジ試験方法の概要説明図である。
図 5は、 異材質テーラードブランク材を液圧成形試験したときの成形高さの比 較を示すグラフである。
符号の説明
1 ダイス 2 しわ押さえ板 3 供試材 4 マシン油
発明を実施するための最良の形態
以下、 実施例により本発明を更に詳しく説明するが、 本発明は下記実施例に限 o
定されるものではない。 CD
ο
表 1には， 低強度素板として 0. 8 Omm厚の軟質冷延鋼板（A： S P CEN) と高強度鋼板 （B ： 44 OMP a) を用い， 高強度素板として Ο 0 · 80mm厚の 各種 59 OMP aハイテン材を示す（C〜F).各鋼種とも 5 kWC02レーザーで 溶接接合し， A材または B材と C〜Fを組み合わせたテーラードブランク材を作 成した。 表 1.異材質テーラ一ドブランクに用いた素板の代表的機械特性
記号 鋼種 T S (MPa) E L (%) n値 対 A( /n 比,対 B
A 軟質冷延鋼板 304 48.4 0.254
B 高強度冷延鋼板 459 35.2 0.192
C 低 n値型 590MPaハイテン 614 26.2 0.145 0.57 0.76
D 中 n値型 590MPaAィ Ϊン 621 29.0 0.186 0.73 0.97
E 中 n値型 590MPaハイテン 597 30.1 0.199 0.78 1.04
F 高]!値型 590ΜΡ&Λィテン 638 34.9
図 4は成形性を比較するために用いた液圧バルジ試験法を示す。 1はダイスで, 2はシヮ抑え板， 3は供試材で 4はダイス側から供給される液圧をかけるための マシン油を示す。
図 5は液圧バルジ成形試験高さ測定結果で， 左から冷延鋼板 （A) 及び 440 MP a高強度鋼板（B)—枚板でのバルジ成形高さ， その右からは（A+C), (A + D)， （A + E)， (A+F), (B + C)， （B + D)， （B + E)， (B + F) の組み 合わせによる異材質テーラードブランク材のバルジ成形高さである。 これより， 高強度鋼板側の n値が高くなるほどバルジ成型高さは高くなつており， 低強度素 板の引張強さが 304MP aの場合、 （η,/η が 0. 7 5を超えると張り出し 高さは 25 mmを超えるようになり， 低強度素板の引張強さが 459 MP aの場 合、 （η,/η が 1. 0を超えると張り出し高さは 2 Ommを超え、 成形性に及 ぼす改善性が顕著になっていることがわかる。
なお，破断形態は全て低強度素板側で破断する応力律速タイプの破断であった。 産業上の利用の可能性
本発明によれば， 冷延鋼板、 熱延鋼板， 亜鉛などのめつき鋼板， ステンレス鋼 板や、 アルミニウム板， アルミニウム合金板等の非鉄金属の薄板を素材とする異 材質テーラードブランク材に必要な n値比を付与することにより， 従来の異材質 テーラードブランク材の成形性向上対策では対処できなかった応力律速の破断形 態に対しても， 有効に作用する異材質テーラードブランク材を提供することが可 能である。
本発明によるプレス成形性に優れた異材質テーラードブランク材は， 深絞りや 張出しなどの成形に対してきわめて有効であり， 工業的価値の高いものである。

Claims

請求の範囲
1. 引張強さが異なる 2種類以上の素板が連続溶接されたテーラ
材において， 高引張強さ側材料の加工硬化特性値 （η と低引張強さ側材料の加 ェ硬化特性値 （n2) の比 （η,/η を 0. 75以上 3. 8以下とすることを特徴 とする成形性に優れたプレス成形用テーラードブランク材。
2. 素板が鋼板または表面処理鋼板であり， 低引張強さ側鋼板の引張強さが 3 8 OMP a未満であることを特徴とする請求項 1記載のプレス成形用テーラード ブランク材。
3. 素板が鋼板または表面処理鋼板であり， 低引張強さ側鋼板の引張強さが 3 80 MP a以上 590 MP a未満であり加工硬化特性値の比 (n,/n2) を 1. 0 以上 3. 8以下とすることを特徴とするプレス成形用テーラードブランク材。
4. 請求項 1〜 3の何れか 1項に記載のテーラードブランク材の溶接方法が， レーザー溶接法， マツシユシーム溶接法， アーク溶接法， 電子ビーム溶接法， T I G溶接法のいずれかであるプレス成形用テーラードブランク材の製造方法。
PCT/JP2000/007314 1999-04-23 2000-10-20 Materiau d'ebauche forme sous pression a formabilite excellente et procede de production WO2002036281A1 (fr)

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