WO2006006742A1 - 鋼板を使用した高強度部材の熱間プレス方法および熱間プレス部品 - Google Patents

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steel
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hot pressing
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Kazuhisa Kusumi
Jun Maki
Masayuki Abe
Masahiro Ohgami
Norihiro Fujita
Shinya Nakajima
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Nippon Steel Corporation
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    • Y10T428/12799—Next to Fe-base component [e.g., galvanized]

Definitions

  • the present invention relates to a hot press method and a hot press for manufacturing strength members such as automobile bills, door impact beams, and bumper beams using cold-rolled, hot-rolled steel plates or A 1 or Zn-based steel plates. Related to pressed parts. Background art
  • Japanese Patent Laid-Open No. 2 00 0-8 7 1 8 3 proposes a high-strength steel plate that lowers the yield strength at the forming temperature to a value much higher than the yield strength at room temperature for the purpose of improving the press forming accuracy. Yes.
  • these technologies may have limited strength.
  • a technique for heating to a high temperature austenite single-phase region after molding and then transforming to a hard phase in the subsequent cooling process is disclosed in Japanese Patent Laid-Open No. Has been proposed.
  • heating and rapid cooling are performed after molding, there may be a problem in shape accuracy.
  • the prior arts related to hot pressing using such plated steel sheets include the following.
  • JP 2003-147499 A an example in which a steel plate coated with a plating layer made of Fe—Zn alloy is used for hot pressing
  • JP 2003-41343 A a coating layer made of Fe_Al alloy is coated.
  • Each example of using the A1 steel plate with hot press for hot pressing is disclosed.
  • Japanese Patent Application Laid-Open No. 2002-282951 discloses an example in which the mold clearance is defined from the viewpoint of formability and hardenability as a method of pressing a heated metal plate using a die and a punch. Has been. Disclosure of the invention
  • the present invention has been made to solve the above problems, and A hot-rolled / cold-rolled steel sheet that can achieve a strength of 120 MPa or more after forming and has very little concern about hydrogen embrittlement, or an A1-based steel sheet or a Zn-based steel sheet were used.
  • a hot pressing method and pressed parts are provided.
  • the present inventors conducted various studies in order to solve the above problems.
  • controlling the atmosphere and temperature during heating to the austenite single-phase region before pressing is extremely important for producing hot pressed parts with excellent hydrogen embrittlement resistance.
  • this hydrogen penetrates into the steel sheet, and even if moisture is contained, hydrogen may also penetrate into the steel sheet. It is important to reduce.
  • the gist of the present invention based on such knowledge is as follows.
  • a hot pressing method for a high-strength automobile member characterized in that the heating temperature is 3 to 1100 ° C or less, the hydrogen concentration in the heating atmosphere is 6% by volume or less, and the dew point is 10 ° C or less.
  • the steel sheet is introduced into the press after heating and the gap (clearance) between the die and the punch when forming is 1.0 to 1.8 times the plate thickness of the steel used (1) or (2) The hot pressing method according to the description.
  • Fig. 1 is an outline drawing of a hat-shaped mold used in the processing test of the embodiment '. BEST MODE FOR CARRYING OUT THE INVENTION
  • a hot-rolled, cold-rolled steel sheet, or an A 1 or Zn-based steel sheet is heated to 700 ° C or higher, then hot-formed, and immediately cooled and quenched in a mold.
  • a steel plate before heating and press forming is defined.
  • the steel plate component must be excellent in hardenability, and for this purpose, the C content must be 0.05% or more, and preferably 0.1% or more.
  • elements such as Si, Mn, Ti, B, Cr, Mo, Al, P, S, and N may be added.
  • Si has an effect on fatigue properties, and if it is included, it is desirable to be 0.05 to 1%.
  • Mn, B, Cr, and Mo contribute to improving hardenability, so when included, Mn: 0.5 to 3%, B: 0.05% or less, Cr: 2% or less, Mo: 0.5 It is desirable to make it below%.
  • Ti and A1 improve the oxidation resistance of the A1-based steel sheet, so when included, it is desirable that T i is 0.5% or less and A1 is 0.1% or less.
  • steel plates with A 1 or Zn plating can be considered, and when these are used for hot pressing, the formation of iron oxide on the surface can be suppressed and corrosion resistance can be imparted.
  • A1-based steel sheets are manufactured for various uses, and these steel sheets can be applied to the present invention.
  • the composition of the A1-based adhesive layer is based on A1 and melted.
  • a steel sheet containing Si desirably 3 to 15%.
  • Other elements that further improve the corrosion resistance of the plating layer include Cr, Mg, Ti, Sn, etc., which can be added.
  • Cr 0.1 to 1%
  • Mg 0.5 to 10%
  • Ti 0.1 to 1%
  • Sn 1 to 5%
  • Fe is contained as an impurity in the A1-based plating layer, and this amount is usually 0.05 to 0.5%.
  • intermetallic compounds such as FeAl 3 , Fe 2 Al 5 , Fe 3 AK Fe 2 Al 8 Si can be formed on the surface after heating.
  • These phases tend to have a multi-layer structure, which is typically a five-layer structure, but the gist of the present invention is not impaired regardless of the phase structure.
  • the composition is mainly composed of Al and Fe, and when Si is added to the A1 plating bath, Si is also contained in an amount of about 5 to 10%. The total composition of these elements accounts for over 90%. Although a small amount of unalloyed A1 may remain, a small amount will not affect the performance.
  • A1 type oxide or nitride covers the surface after heating, but the amount is not specified.
  • Zn-plated steel sheets are currently manufactured with various compositions, and these steel sheets can be applied to the present invention.
  • L% Mg- Misch metal Zn-7% A ⁇ 3% Mg, Zn-11% A ⁇ 3% Mg- 0. 1% Si, Zn-55% A 1-1.6% Si, etc.
  • Zn-10% Fe by heating after attaching in a Zn-0.1% A1 bath.
  • Cr Cr, Mg, Ti, Sn, etc.
  • Cr Cr, Mg, Ti, Sn, etc.
  • an intermetallic compound such as ⁇ , ⁇ U ⁇ , and ⁇ 1 phases and a ferrite phase in which Zn is dissolved can be formed on the surface after heating. These phases are distributed in layers. However, the gist of the present invention is not detracted from any of these phase structures. In addition, if the composition contains A 1, the above-mentioned Fe-A 1 -based compound may be produced. In the case of Zn-based plating, a Zn-based or A1-based oxide film is formed after heating, but even if these are formed, the gist of the present invention is not impaired.
  • the adhesion amount of the A 1 and Zn series plating, pre-plating treatment, and post-treatment there are no particular restrictions on the adhesion amount of the A 1 and Zn series plating, pre-plating treatment, and post-treatment, but it is desirable that the plating adhesion amount be 50 g / m 2 or more on one side. This is because the greater the amount of plating attached, the better the oxidation-inhibiting effect during heating, and the corrosion resistance when heated and formed into a part after molding.
  • post-treatment there may be primary prevention, chromate treatment for the purpose of lubricity, resin coating treatment, etc., but the organic resin disappears when heated, which is not preferable.
  • the chromate treatment is preferably a trivalent treatment film such as electrolytic chromate. In the case of A1-based steel plates with excellent corrosion resistance, it is possible to apply only oil without chromate coating.
  • the temperature and atmosphere during heating are defined, and the temperature is Ac 3 or higher and 1 100 ° C. or lower. This is because the steel sheet needs to have an Ac 3 temperature or higher in order to transform completely into the austenite-single phase region, whereas if the heating temperature is too high, the surface will oxidize or hydrogen will enter the steel actively. By becoming.
  • the boiling point of Zn is about 910 ° C, and if it is too high, Zn will completely evaporate and oxidation of the steel plate will become severe, so the upper limit is 1000 ° C. It is desirable. More desirably, the upper limit temperature is 920 ° C.
  • the minimum temperature is desirably 800 ° C.
  • the heating atmosphere shall have a hydrogen concentration of 6% by volume or less. This is because, as mentioned above, hydrogen enters the steel and raises concerns about hydrogen embrittlement. There is no particular lower limit, and a lower one is preferred. More preferably, the hydrogen content is 1% or less. Similarly, it was found in the present invention that moisture in the atmosphere can easily penetrate into the steel as hydrogen. For this reason, it is preferable that the moisture in the atmosphere is low. In practice, the dew point is measured and the water content is measured, but the upper limit of the dew point is 10 ° C.
  • the following formula is known for the conversion of dew point and water content, and the water content at this time is 1.2% by volume.
  • the atmosphere containing oxygen tends to suppress the evaporation of Zn by forming an oxide of Zn on the surface of the steel sheet.
  • not only plated steel sheets, but also steel sheets that are not plated (bare material) have hydrogen intrusion during heating, so it is necessary to manage the hydrogen concentration and moisture content in the heating atmosphere.
  • ⁇ 2 0 Hydrogen concentration (volume fraction)
  • Tdp Dew point (Absolute temperature: There is no special provision for the heating method. Radiation heating with a radiant tube, induction heating, electric heating, etc. may be used. The heating rate at this time is also not limited, which naturally depends largely on the thickness and shape of the plate.
  • Hot pressing is characterized in that a quenched structure is obtained by cooling from the austenite phase, and naturally the influence of the cooling rate after heating is large.
  • it is necessary to cool at a critical cooling rate or more to obtain a martensite structure determined by the steel composition.
  • the average cooling temperature from 700 ° C to 350 ° C is 15 °. C / sec or more is desirable.
  • the cooling rate of steel depends on the steel composition, and a steel with good hardenability can obtain a structure mainly composed of the desired martensite even at a cooling rate of about 20 ° C / sec.
  • SO ⁇ / sec It is considered that a cooling rate of a certain level is required.
  • the force s is an important factor in the gap between the die and the punch during pressing (s), and in the present invention, this clearance is preferably 1.0 to 1.8 times the plate thickness. If the clearance is narrow, it is difficult for the plate to flow in, and ironing is performed, which may cause galling on the surface of the steel plate, possibly leading to hydrogen embrittlement. In addition, if it is wide, it tends to be hard to be hardened, and unevenness in strength occurs in the part, and residual stress remains in the part, which raises the concern about hydrogen embrittlement.
  • a cold-rolled steel sheet with a steel thickness of 1.4 ⁇ having the steel components shown in Table 1 was heated under various conditions, and then formed with a hat-shaped mold as shown in FIG.
  • the clearance was 1.1 times the plate thickness.
  • 10 points of 5 mm ⁇ and 0.5 mm clearance (both sides) were punched into the flange of the hat, and after 7 days, the punched part was observed with a 20 times magnifier to determine the presence or absence of microcracks.
  • Heating was performed by inserting the sample into an electric furnace with controlled atmosphere. The heating time to 900 ° C was approximately 4 minutes, the time from the furnace to the press was about 10 seconds, and the press start temperature was about 750 ° C.
  • Cooling was performed using a mold, and the average cooling rate from 700 ° C to 350 ° C was 40 ° C / sec.
  • Table 2 shows the heating conditions and the presence or absence of microcracks.
  • Vickers hardness was measured with a part of the cutting load of 10 kgf after hat forming, it was in the range of Hv: 410 to 510 at all levels, and the structure showed a martensite structure. Also heat After the intermediate pressing, iron oxide was generated on the surface of these steel plates.
  • Example 1 No. 8 had a high dew point, and more than a few cracks occurred. Since No. 1 and No. 3 had a hydrogen content of 1% or more, a small amount of microcracks occurred.
  • Molten A 1 plating was performed using cold-rolled steel sheets (thickness: 1.4 miii) with steel components as shown in Table 3 that had undergone normal hot rolling and cold rolling processes.
  • For melting M use a non-oxidation furnace-reduction furnace type line.
  • the amount of sticking adhesion was adjusted to 80 g / m 2 on one side by the bing method, and then cooled.
  • the plating bath composition at this time was A 10% Si -2% Fe, and the bath temperature was 660 ° C. It is inevitable to be supplied from Fe fitting equipment and strips in the bath. The plating appearance was good with no plating.
  • the molten A 1 steel plate produced in this way was heated under various conditions and then formed with a hat-shaped mold as shown in FIG.
  • the clearance was 1.1 times the plate thickness. After that, punching of 5 ⁇ and clearance of 0.5mm (both sides) on the flange part of the hat was performed at 10 points, and after 7 days, the punched part was observed with a 20 times magnifier to determine the presence or absence of microcracks. Heating was performed by inserting the sample into an electric furnace with controlled atmosphere. The heating time to 900 ° C was about 4 minutes, the time from the furnace to the press was about 10 seconds, and the press start temperature was about 750 ° C. Cooling was performed by a mold, and the average cooling rate from 700 ° C to 350 ° C was 40 ° C / sec. Table 4 shows the heating conditions and the presence or absence of microcracks.
  • Thickness with steel components as shown in Table 5 1.
  • Various types of Zn plating were applied using 4 mm cold rolled steel sheets. At this time, the seeds and bath ingredients, bath temperature Table 6 shows. Using these zinc-based steel sheets, hat forming was performed in the same manner as in Example 1, and the way of entering microcracks after punching was observed.
  • Table 7 shows the relationship between the heating conditions and cracking conditions. Cooling was performed using a mold, and the average cooling rate from 700 ° C to 350 ° C was 20 ° C / sec. When the cross-sectional hardness after molding was measured in the same manner as in Example 1, all were between Hv: 410 to 510, and the structure also showed a martensite structure. In addition, iron oxide was not generated on the surface of these steel plates after hot pressing.
  • Table 9 The steel plate thus produced was heated under various conditions and then formed with a hat-shaped mold as shown in FIG. Table 10 shows the clearance during hot pressing. After that, punching was performed on the flange part of the hat with 5mm ⁇ and clearance 0.5mm (both sides) at 10 points, and after 7 days, the punched part was observed with a 20X magnifier to determine the presence of microcracks. Heating was performed by inserting the sample into an electric furnace with controlled atmosphere. The temperature rise time to 900 ° C was almost 4 minutes, the time from the furnace to the press was about 10 seconds, and the press start temperature was about 750 ° C. Cooling was performed using a mold, and the average cooling rate from 700 ° C to 350 ° C was 40 ° C / sec.
  • Table 10 shows the heating conditions and the presence or absence of microcracks.
  • picket hardness was measured with a part of the cutting load l Okgf after hat forming, it was in the range of Hv: 410 to 510 at all levels, and the structure showed a martensite structure.
  • a high strength member can be manufactured by a hot press method using a hot rolled, cold rolled steel sheet, an A1-based plated steel sheet, or a Zn-based plated steel sheet, and hydrogen brittle. It becomes possible to use without conversion.

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Abstract

本発明は、高温成形後に１２００ＭＰａ以上の強度を得ることができ、かつ水素脆化の懸念の極めて少ない熱延・冷延鋼板、またAl系めっき鋼板あるいはZn系めっき鋼板を使用した熱間プレス方法および熱間プレス部品を提供するもので、鋼成分として質量%でC:0.05～0.5%を含有する鋼板、またはAlもしくはZnを主体とするめっきを施した鋼板を使用して自動車部材を熱間プレス法で製造するに際し、プレス前の加熱温度をAc3以上、1100℃以下とし、加熱雰囲気中の水素濃度を6体積%以下、露点を10℃以下とすることを特徴とする高強度自動車部材の熱間プレス方法および熱間プレス部品。

Description

明 細 書 鋼板を使用した高強度部材の熱間プレス方法及び熱間プレス部品
技術分野
本発明は冷延、 熱延鋼板もしくは A 1 系または Zn系めつき鋼板を 使用して自動車のビラ一、 ドアインパク トビーム、 バンパービーム 等の強度部材を製造する際の熱間プレス方法および熱間プレス部品 に関する。 背景技術
地球環境問題に端を発する自動車の軽量化のためには、 自動車に 使用される鋼板をできるだけ高強度化することが必要となるが、 一 般に鋼板を高強度化していく と伸びや r値が低下し、 成形性が劣化 していく。 このような課題を解決するために、 温間で成形し、 その 際の熱を利用して強度上昇を図る技術が、 特開 2 0 0 0 — 2 3 4 1 5 3号公報に開示されている。 この技術では、 鋼中成分を適切に制 御し、 フェライ ト温度域で加熱し、 この温度域での析出強化を利用 して強度を上昇させることを狙っている。
また、 特開 2 0 0 0 — 8 7 1 8 3号公報では、 プレス成形精度を 向上させる目的で成形温度での降伏強度を常温での降伏強度より大 きく低下する高強度鋼板が提案されている。 しかしながら、 これら の技術では得られる強度に限度がある可能性がある。 一方、 より高 強度を得る目的で、 成形後に高温のオーステナィ ト単相域に加熱し 、 その後の冷却過程で硬質の相に変態させる技術が特開 2 0 0 0 — 3 8 6 4 0号公報に提案されている。 しかしながら、 成形後に加熱 · 急速冷却を行うと形状精度に問題 が生じる可能性がある。 この欠点を克服する技術としては、 鋼板を オーステナイ ト単相域に加熱し、 その後プレス成形過程にて鋼成分 により決まるマルテンサイ ト変態の臨界冷却速度以上の冷却速度に て冷却を施す技術が文献 （SAE、 2001-0 1-0078) や、 特開 2001- 1818 33号公報に開示されている。 前者の文献においては加熱する際の表 面のスケール発生を抑制するために A1めっき鋼板を使用することが 開示されている。 このようなプレス工程を本発明においては熱間プ レスと呼ぶ。
このようなめっき鋼板を使用した熱間プレスに関する先行技術と しては、 以下が挙げられる。 特開 2003- 147499号公報において、 Fe - Zn合金からなるめっき層で被覆した鋼板を熱間プレスに使用する例 が、 また特開 2003-41343号公報には Fe_A l合金からなるめっき層で 被覆された A1系めつき鋼板を熱間プレスに使用する例がそれぞれ開 示されている。
また、 特開 2002- 28295 1号公報にてダイスとパンチを用いて、 加 熱された金属板材をプレスする方法として、 成形性と焼き入れ性の 観点で金型のクリアランスを規定した例が開示されている。 発明の開示
このように、 自動車等に使用される高強度鋼板は高強度化される ほど上述した成形性の問題や特に 1 0 0 0 M P aを超えるような高 強度材においては従来から知られているように水素脆化 （置きわれ や遅れ破壊と呼ばれることもある） という本質的な課題がある。 従 つて熱間プレス用鋼板として用いられる場合、 素材の水素量を下げ ることが重要となる。
本発明は、 上記課題を解決するためになされたものであり、 高温 成形後に 1 2 0 0 M P a以上の強度を得ることができ、 かつ水素脆 化の懸念の極めて少ない熱延 · 冷延鋼板、 また A1系めつき鋼板ある いは Zn系めつき鋼板を使用した熱間プレス方法およびプレス部品を 提供するものである。
本発明者らは、 上記課題を解決するために種々の検討を実施した 。 その結果、 プレス前のオーステナイ ト単相域に加熱する際の雰囲 気及び温度を制御することが耐水素脆性に優れた熱間プレス部品を 製造するために極めて重要であることを見出した。 つまり この加熱 の際の雰囲気中に水素が含有されているとこの水素が鋼板に侵入し 、 また水分が含有されていても同様に水素が鋼板に侵入する可能性 があることから、 これらの成分を少なくすることが重要である。 ま た水素脆化を防止するために金型のクリァランスを適正に選択する ことが重要であることも見出した。 かかる知見に基づく本発明の要 旨とするところは下記のとおりである。
( 1 ) 鋼成分として質量％で 0.05〜0.5 を含有する鋼板、 または A 1もしくは Znを主体とするめつきを施した鋼板を使用して自動車部 材を熱間プレス法で製造するに際し、 プレス前の加熱温度を Ac3以 上、 1100°C以下とし、 加熱雰囲気中の水素濃度を 6体積％以下、 露点 を 10°C以下とすることを特徴とする高強度自動車部材の熱間プレス 方法。
( 2 ) 加熱雰囲気中の水素濃度が 1体積％以下、 露点が 10°C以下であ ることを特徴とする （ 1 ) 記載の高強度自動車部材の熱間プレス方 法。
( 3 ) 加熱後鋼板をプレス機に導入し、 成形する際のダイスとパン チ間の間隙 （クリアランス） が使用する鋼材の板厚の 1.0〜1.8倍で あることを特徴とする （ 1 ) または （ 2 ) 記載の熱間プレス方法。
( 4 ) ( 1 ) 〜 （ 3 ) のいずれかの項に記載の熱間プレス方法を用 いることを特徴とする熱間プレス部品。 図面の簡単な説明
図 1は、 実施例の加工試験に用いるハツ ト形状の金型の外形図で ある'。 発明を実施するための最良の形態
次に本発明の限定理由について説明する。
前述したように、 本発明は熱延、 冷延鋼板、 または A 1 系、 Zn系 めつき鋼板を 700°C以上に加熱後、 熱間で成形して直ちに金型で冷 却、 焼入れして所望の強度を得るもので、 本発明においては加熱、 プレス成形前の鋼板を規定するものとする。 鋼板成分としては焼入 れ性に優れていることが必要で、 このためには C量 0. 05%以上が必要 であり、 望ましくは 0. 1%以上である。 他の鋼中元素については、 S i 、 Mn、 T i、 B、 C r、 Mo、 Al、 P、 S、 N等の元素が添加される場合があ る。 S iは疲労特性に効果があり含有させる場合は 0. 05〜 1 %とする のが望ましい。 Mn、 B、 C r、 Moは焼入れ性の向上に寄与するので含 有させる場合は Mn： 0. 5〜3%、 B： 0. 05%以下、 Cr： 2%以下、 Mo： 0. 5 %以下とするのが望ましい。 T i、 A1は A 1系めつき鋼板の耐酸化性を 向上させるので含有させる場合は T i ： 0. 5%以下、 A1 ： 0. 1%以下とす るのが望ましい。
めっき種としては A 1 系、 または Zn系めつきを施した鋼板が考え られ、 これらを熱間プレスに用いると、 表面の酸化鉄の生成を抑制 し、 耐食性を付与することが可能となる。
まず A1系めつき層の構成について述べる。 現在種々の用途向けに A1系めつき鋼板が製造されており、 本発明はこれらの鋼板の適用が 可能である。 A1系めつき層の構成としては、 A1を主成分とし、 溶融 Alめっき時の合金層の生成を抑制するために Siを望ましくは 3〜 15 %含有させた鋼板がある。 この他にめっき層の耐食性をより向上さ せる元素として Cr、 Mg、 Ti、 Sn等があり、 これらを添加することも 可能である。 この際には Cr： 0. 1〜1%、 Mg : 0.5〜10%、 Ti : 0. 1〜1% 、 Sn： 1〜5%含有させるのが望ましい。 なお A1系めつき層中には Fe が不純物として含有され、 この量は通常 0.05〜0.5%である。
なお、 加熱後表面には FeAl3、 Fe2Al5、 Fe3AK Fe2Al8Si等の金属 間化合物が生成し得る。 これらの相は代表的には 5層構造となる複 層構造をとる傾向にあるが、 これらの相構造がどのようなものにな ろうと本願発明の主旨が損なわれるものではない。 またその組成と しては Al、 Feを主成分とし、 A1めっき浴に Siを添加したときには Si も 5〜 10%程度含有される。 これらの元素の組成が合計で 90%以上を 占める。 また微量の合金化していない A1が残存することもありうる が、 少量であれば特に性能には影響しない。 加熱後 A1系の酸化物や 窒化物が表面を覆うがこれらの量については特に規定しない。
次に Zn系めつき層の構成について述べる。 Zn系めつき鋼板は現在 種々の組成のものが製造されており、 本発明はこれらの鋼板の適用 が可能である。 代表的な Zn系めつき層の構成としては、 次のような ものが挙げられる。 Zn-0.2%AK Zn- 5 卜 0. l%Mg、 Zn-5%Al-0. l%Mg- ミッシュメタル、 Zn-7%A卜 3%Mg、 Zn- 11%A卜 3%Mg - 0. 1%S i、 Zn-55%A 1-1.6%Si等。 この他に Zn- 0. 1%A1浴でめつきした後に加熱すること で Zn- 10%Feに変化させたようなものもある。 この他にめっき層の耐 食性をより向上させる元素として Cr、 Mg、 Ti、 Sn等があり、 これら を添加することも可能である。 この際には Cr： 0. 1〜1%、 Mg : 0.5〜 10%、 Ti : 0. 1〜 、 Sn： 1〜5%含有させるのが望ましい。
なお、 加熱後表面には ζ 、 δ U Γ、 Γ 1相等の金属間化合物や Zn を固溶したフェライ ト相が生成し得る。 これらの相は層状に分布し たり、 あるいは粒状に分布し得るがこれらの相構造がどのようなも のになろうと本願発明の主旨が損なわれるものではない。 またその 組成としては A 1を含有するめつきであれば前記した Fe- A 1系化合物 が生成することもあり うる。 Zn系めつきの場合、 加熱後に Zn系、 あ るいは A 1系の酸化膜が生成するがこれらが生成しても本発明の趣旨 を損なうものではない。
A 1系、 Zn系めつきの付着量、 めっき前処理、 後処理については特 に限定するものではないが、 めっき付着量は片面 50g/m2以上である ことが望ましい。 めっき付着量が多いほど、 加熱時の酸化抑制効果 、 加熱、 成形後部品にした際の耐食性が向上するためである。 めつ き後処理として一次防鲭、 潤滑性を目的としてクロメ一ト処理、 樹 脂被覆処理等ありうるが、 有機樹脂は加熱すると消失してしまうた め好ましくない。 クロメート処理も近年の 6価クロム規制を考慮す ると、 電解クロメート等の 3価の処理皮膜が好ましい。 クロメート 皮膜を付与せず、 塗油だけとすることも耐食性に優れた A 1系めつき 鋼板の場合には可能である。
本発明において加熱時の温度と雰囲気を規定するものであり、 そ の温度は Ac3以上、 1 100°C以下とする。 これは鋼板が完全にオース テナイ 卜単相域に変態するために Ac3温度以上が必要であり、 一方 加熱温度が高すぎると表面が酸化したり、 鋼中への水素の侵入が活 発になることによる。 Zn系めつきを使用する場合にはこれに加えて Znの沸点が約 9 10°Cであまり高温では Znが完全に蒸散して鋼板の酸 化が激しくなるために 1000°Cを上限とすることが望ましい。 さらに 望ましくは、 上限温度 920°Cである。 下限温度は 800°Cとすることが 望ましい。 Ac3温度以上に加熱しても加熱後に鋼板を炉から出して プレス機に移送する間に温度が低下してフェライ 卜が生成してしま うことがあるためである。 加熱雰囲気は水素濃度を 6体積％以下とする。 これは前述したよう に鋼中に水素が侵入することで水素脆化の懸念を高めるためである 。 下限は特に設けず、 低い方が好ましい。 より好ましくは水素量が 1%以下である。 同様に雰囲気中の水分も容易に鋼中に水素として侵 入し得ることを本発明において知見した。 このため雰囲気中水分も 低い方が好ましく、 実用上露点を測定して水分量を測定するが、 露 点の上限を 10°Cとする。 なお、 露点と水分量の換算については下の 式が知られ、 この時の水分量としては 1. 2体積％である。 特に Zn系め つき鋼板を使用するときには雰囲気中に酸素が含有されている方が 、 鋼板表面に Znの酸化物を形成して Znの蒸発を抑制する傾向にある 。 このため Zn系めつき鋼板を使用するときには雰囲気中に酸素を 1 〜21%含有することが好ましい。 また、 めっき鋼板だけでなく、 め つきを施さない鋼板 （裸材） についても加熱中の水素侵入があるの で加熱雰囲気中の水素濃度と水分量の管理が必要である。
Figure imgf000009_0001
ρΗ20： 水素濃度（体積分率） Tdp： 露点（絶対温度: 加熱方法については特に規定を設けず、 ラジアントチューブ等で 輻射加熱しても、 誘導加熱、 通電加熱等を使用してもよい。 このと きの加熱速度も限定しない。 これは当然板厚、 形状に大きく依存す る。
熱間プレスはオーステナイ ト相から冷却して焼入組織を得ること に特徴があり、 当然加熱後の冷却速度の影響が大きい。 本発明にお いては鋼成分により決まるマルテンサイ ト組織を得るための臨界冷 却速度以上で冷却することが必要となるが、 目安として 700°Cから 3 50°Cまでの平均冷却温度が 15°C/sec以上であることが望ましい。 こ の冷却速度は鋼成分に依存し、 焼入れ性の良好な鋼では 20°C /sec程 度の冷却速度でも所望のマルテンサイ トを主体とする組織が得られ るし、 鋼種によっては SO^/sec程度の冷却速度が必要となると考え られる。
プレス時にはダイスとパンチの間隙 （クリアランス） が重要な因 子の 1つである力 s、 本発明においてはこのクリアランスが板厚の 1. 0〜 1. 8倍であることが望ましい。 クリアランスが狭いと板が流入し 難く、 しごき加工となるため鋼板表面にカジリが発生し、 水素脆化 の起点となる可能性があると考えられる。 また広いと焼入され難く なる傾向にあり、 部品中にて強度むらが生じて部品内に残留応力が 残って水素脆化の懸念が高まると考えられる。 実施例
次に実施例で本発明をより詳細に説明する。
(実施例 1 )
表 1 に示すような鋼成分を有する板厚 1.4πιπιの冷延鋼板を種々の 条件で加熱し、 その後第 1図に示すハッ ト形状の金型で成形した。 クリアランスは板厚の 1. 1倍とした。 その後ハッ トのフランジ部に 5 Μφ、 クリアランス 0. 5mm (両側）の打抜きを 10点行い、 7 日経過後 に 20倍のルーペで打抜き部を観察して微小クラックの有無判定した 。 加熱は試料を雰囲気制御した電気炉内に挿入することで行った。 900°Cまでの昇温時間はほぼ 4分、 炉からプレスまでの時間は約 10秒 で、 プレス開始温度は約 750°Cだった。 冷却は金型で行い、 700°Cか ら 350°Cまでの平均冷速は 40°C/秒であつた。 加熱条件と微小クラッ クの有無を表 2に示す。 なお、 ハッ ト成形後一部の切出し荷重 10kg fでビッカース硬度を測定したところ、 全ての水準において Hv： 410 〜510の範囲にあり、 組織はマルテンサイ ト組織を示した。 また熱 間プレス後にはこれらの鋼板の表面には酸化鉄が発生した。
実施例 1の No. 8は露点が高いために微小クラックカ^個以上発生 した。 No. 1と No. 3は水素量が 1 %以上であったため、 微小クラックが 少量発生した。
表 1
Figure imgf000011_0001
表 2
Figure imgf000011_0002
微小クラックの発生評点
10点中の微小クラックの個数の合計 ◎ ： 0個、 〇 ： 1個、
△ ： 5個未満、 X 5個以上
(実施例 2 )
通常の熱延、 冷延工程を経た、 表 3に示すような鋼成分の冷延鋼 板 （板厚 1. 4miii) を材料として溶融 A 1めっきを行った。 溶融 Mめつ きは無酸化炉ー還元炉タイプのラインを使用し、 めつき後ガスワイ ビング法でめつき付着量を片面 80g/m2に調節し、 その後冷却した。 この際のめっき浴組成としては A卜 10% S i - 2%Fe、 浴温は 660°Cであつ た。 浴中の Feはめつき機器やス トリ ップから供給される不可避のも のである。 めっき外観は不めっき等なく良好であった。 このように して製造した溶融 A 1めつき鋼板を種々の条件で加熱し、 その後第 1 図に示すハツ ト形状の金型で成形した。 クリアランスは板厚の 1. 1 倍とした。 その後ハッ トのフランジ部に 5πιιη φ、 クリアランス 0. 5mm (両側）の打抜きを 10点行い、 7日経過後に 20倍のルーペで打抜き部 を観察して微小クラックの有無判定した。 加熱は試料を雰囲気制御 した電気炉内に挿入することで行った。 900°Cまでの昇温時間はほ ぼ 4分、 炉からプレスまでの時間は約 10秒で、 プレス開始温度は約 7 50°Cだった。 冷却は金型で行い、 700°Cから 350°Cまでの平均冷速は 40°C /秒であつた。 加熱条件と微小クラックの有無を表 4に示す。 なお、 ハツ ト成形後一部の切出し荷重 l Okg fでピツカ一ス硬度を測 定したところ、 全ての水準において Hv： 410〜5 10の範囲にあり、 組 織はマルテンサイ ト組織を示した。 また熱間プレス後にはこれらの 鋼板の表面には酸化鉄が発生しなかった。
表 3
C Si Mn P S Al N Ti Cr Mo B
0. 22 0. 21 1. 20 0. 02 0. 003 0. 027 0. 003 0. 002 0. 18 0. 02 0. 0018
表 4
Figure imgf000013_0001
微小クラックの発生評点
10点中の微小クラックの個数の合計 ◎ ： 0個、 〇 ： 1個、
△ ： 5個未満、 X 5個以上 表 4に示すように加熱雰囲気及び温度により鋼中に侵入する水素 量が変化して微小クラックに対する感受性が変化する。 水素濃度が 10vo l %の No. 5、 露点が 15 °Cの No. 8には 5個以上のクラック発生が認 められた。 水素濃度、 露点を下げるにつれてクラックの発生は抑制 されていくが、 No. 6、 1 1、 16のような場合には若干のクラックが発 生した。
(実施例 3)
表 5に示すような鋼成分を有する板厚 1. 4匪の冷延鋼板を用いて 種々の Zn系めつきを施した。 このときのめつき種と浴成分、 浴温を 表 6に示す。 これらの Zn系めつき鋼板を使用して実施例 1 と同様に. ハッ ト成形を行い、 打抜き加工後の微小クラックの入り方を観察し た。 この時の加熱条件とクラック発生状況の関係を表 7に示す。 冷 却は金型で行い、 700°Cから 350°Cまでの平均冷速は 20°C /秒であつ た。 実施例 1 と同様に成形後の断面硬度を測定したところ、 全て Hv ： 410〜5 10の間にあり、 組織もマルテンサイ ト組織を示した。 また 熱間プレス後にはこれらの鋼板の表面には酸化鉄が発生しなかった
表 5
Figure imgf000014_0001
表 6
符号 めっき組成 片面付着量 (g/m2) 浴温 (°c)
GI Zn-0. 2¾A1 85 460
GA Zn - 10. 5%Fe 70 460
GL Zn-55%A1-1. 6%Si 75 610
GAM Zn-6 l-3%Mg 65 420
GAMS Zn-l l%Al-3%Mg-0. l%Si 80 430
表 7
Figure imgf000015_0001
微小クラックの発生評点
10点中の微小クラックの個数の合計 ◎ ： 0個、 〇 ： 1個、
△ ： 5個未満、 X 5個以上 実施例 1 、 2 と同様に表 7の No. 8は露点が高いために微小クラッ クが発生した。 No. 1、 3は水素量が 1%よりも大きいため、 微小クラ ックが若干発生した。 また No. 1 〜3は酸素濃度が低いために、 炉 内での Z nの蒸発に伴う炉内の汚れ、 鋼板表面の劣化が認められた。 (実施例 4 )
通常の熱延、 冷延工程を経た、 表 8に示すような鋼成分の冷延鋼 板 （板厚 1. 4mni) を材料として用いた。 その一部は溶融 A 1めっき、 または溶融 Zn系めつきを施した。 溶融めつきは無酸化炉ー還元炉夕 イブのラインを使用し、 めっき後ガスワイビング法でめっき付着量 を調節し、 その後冷却しためっき外観は不めっき等なく良好であつ た。 めっき種と浴成分、 浴温を表 9に示す。 表 8
Figure imgf000016_0001
表 9
Figure imgf000016_0002
このようにして製造した鋼板を種々の条件で加熱し、 その後第 1 図に示すハッ ト形状の金型で成形した。 熱間プレス時のクリアラン スを表 1 0 に示す。 その後ハッ トのフランジ部に 5mm Φ、 クリアラ ンス 0. 5mm (両側）の打抜きを 10点行い、 7日経過後に 20倍のルーペで 打抜き部を観察して微小クラックの有無判定した。 加熱は試料を雰 囲気制御した電気炉内に挿入することで行った。 900°Cまでの昇温 時間はほぼ 4分、 炉からプレスまでの時間は約 10秒で、 プレス開始 温度は約 750°Cだった。 冷却は金型で行い、 700°Cから 350°Cまでの 平均冷速は 40°C /秒であった。 加熱条件と微小クラックの有無を表 1 0に示す。 なお、 ハッ ト成形後一部の切出し荷重 l Okgfでピツカ ース硬度を測定したところ、 全ての水準において Hv： 410〜 5 10の範 囲にあり、 組織はマルテンサイ ト組織を示した。
表 10
Figure imgf000017_0001
微小クラックの発生評点
10点中の微小クラックの個数の合計 ◎ ： 0個、 〇 ： 1個、
△ ： 5個未満、 X 5個以上 表 1 0 の No. 1 7 13は熱間プレス時の金型のク リァランスが 制限以下であったため 5個以上の微小クラックが認められた。 表 1 0 の1^0. 6 12 18は熱間プレス時の金型のク リアランスが制限 以上であったため、 強度むらが生じて部品内に残留応力が残って 5 個以上の微小クラックが認められた。 No. 5 11 17は熱間プレス 時の金型のク リアランスが大きめであったため強度むらが生じて部 品内に残留応力が残る傾向を示すため、 微小クラックが若干発生し た。 産業上の利用可能性
本発明によると、 熱延、 冷延鋼板、 また A 1 系めつき鋼板あるい は Zn系めつき鋼板を使用して熱間プレス工法により高強度部材を製 造することができ、 なおかつ水素脆化なく使用することが可能とな る。

Claims

1 . 鋼成分として質量％で(：0. 05〜0. 5 %を含有する鋼板、 または A 1もしくは Znを主体とするめつきを施した鋼板を使用して自動車部 材を熱間プレス法で製造するに際し、 プレス前の加熱温度を Ac 3以 上、 1 101TC以下とし、 加熱雰囲気中の水素濃度を 6体積％以下、 露点 請
を 10°C以下とすることを特徴とする高強度自動車部材の熱間プレス 方法。
2 . 加熱雰囲気中の水素濃度が 1体積％以下、 露点が 10 °C以下であ ることを特徴とする請求項 1 に記載の高強度自動車部材の熱間プレ ス方法。 囲
3 . 加熱後鋼板をプレス機に導入し、 成形する際のダイスとパン チ間の間隙 （クリアランス） が使用する鋼材の板厚の 1. 0〜 1 · 8倍で あることを特徵とする請求項 1 または請求項 2に記載の熱間プレス 方法。
4 . 請求項 1乃至請求項 3のいずれか一項に記載の熱間プレス方 法を用いることを特徴とする熱間プレス部品。
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