WO2012096336A1 - 鋼板のプレス成形方法 - Google Patents

Abstract

　深絞り成形の成形後期に張出し部Ａを張出し成形するに際して、深絞り成形工程を１００℃～２５０℃の温間で行い、張出し成形工程を５０℃未満の冷間で行うことにより、深絞り成形されるカップ状の底部に張出し部Ａが張出し成形され、深絞り成形と張出し成形の成形要素を含むプレス成形部品を、高生産性を確保できる１０ｍｍ／ｓｅｃ以上の速い成形速度でプレス成形できるようにし、プレス成形中の鋼板温度を１００℃～３５０℃とし、張出し成形を行う成形後期の成形速度を、張出し成形を行わない成形前期の成形速度よりも遅くすることにより、張出し部Ａでの割れを防止して、プレス成形限界を向上させ、深絞り成形と張出し成形を含むプレス成形部品を、高強度鋼板でプレス成形できるようにした。

Description

鋼板のプレス成形方法

　本発明は、鋼板のプレス成形方法に関する。

　自動車用等のプレス成形部品には様々な形状のものがあり、これらの部品のプレス成形では、深絞り成形（deep drawing）、張出し成形（bulging）、伸びフランジ成形（stretch flanging）、曲げ成形（bending）等の複数の成形要素が組み合わされるのが一般的である。これらの部品のうち、プレス成形が難しい部品として、例えば図８に示すドアインナ（door inner）のように、本体の底部に凸状や凹状の張出し部Ａを有するものがある。このような部品では、深絞り成形の成形後期に、張出し部Ａが張出し成形される。この種のプレス成形部品としては、ドアインナの他に、ドアアウタ（door outer）、フロントピラー（front pillar）、センターピラー（center pillar）、リヤフロア（rear floor）、サイドシル（side sill）等が挙げられる。なお、深絞り成形は材料をダイ内に流入させて成形するものであり、張出し成形はダイ内の材料を延伸させて成形するものである。

　通常、これらの部品を生産するプレス工場では、生産性を確保するために、１０ｍｍ／ｓｅｃ以上の速い成形速度でプレス成形を行っており、高生産性を追求する自動車部品のプレス工場では、７０ｍｍ／ｓｅｃ程度の高速の成形速度でプレス成形を行うことが多い。なお、ここにいう成形速度は、パンチがブランクに接触し、実際に成形が開始されてから終了するまでの平均成形速度である。

　近年、自動車分野では、燃費を向上させて二酸化炭素の排出量を削減するために、プレス成形部品に高強度鋼板（high tensile steel sheet）を使用して、車体を軽量化する取り組みが積極的に進められている。一部のプレス成形部品には、引張強度９８０ＭＰａ級以上の高強度鋼板も使用されるようになっている。

　鋼板は強度が増加するほど延性が低下することはよく知られており、プレス成形性も低下する。このため、より強度の高い鋼板をより広範囲のプレス成形部品に適用できるように、材料面からは、強度・延性バランスの優れた高強度鋼板の開発が進められ、加工技術の面からは、プレス成形限界を向上させるプレス成形方法の開発が進められている。

　これまでに開発された強度・延性バランスの優れた高強度鋼板としては、フェライト相とマルテンサイト相からなるＤＰ（dual phase）鋼板、残留オーステナイト変態誘起塑性を有するＴＲＩＰ（transformation induced plasticity）型の鋼板等が挙げられる（例えば、非特許文献１参照）。最近では、さらに強度・延性バランスの優れた高強度鋼板として、ＴＲＩＰ型でベイニティックフェライトを母相とするＴＢＦ（trip aided bainitic ferrite）鋼板も開発されている（例えば、非特許文献２参照）。

　一方、プレス成形限界を向上させるプレス成形方法としては、パンチ部の鋼板温度を常温以下、しわ押さえ部の鋼板温度を１５０℃以上としてプレス成形する方法（例えば、特許文献１参照）や、ＴＲＩＰ型の鋼板を対象として、ダイ肩部の金型温度を１５０℃～２００℃、パンチ肩部の金型温度を－３０℃～０℃としてプレス成形する方法（例えば、特許文献２参照）が提案されている。特許文献１、２に記載されたものは、いずれも深絞り成形を行って、しわ押さえ部やダイ肩部での部分的な温間成形による深絞り成形限界の向上効果を確認している。

　また、ＴＢＦ鋼板を用いてプレス成形性（張出し性、深絞り性、伸びフランジ性）に及ぼす成形温度の影響を調査する各試験を行い、張出し性、深絞り性および伸びフランジ性が、冷間よりも向上する温間温度領域があることを見出した試験結果も報告されている（例えば、非特許文献３参照）。非特許文献３に記載されたものは、張出し性試験と伸びフランジ性試験を、実際のプレス工場における成形速度（７０ｍｍ／ｓｅｃ程度）よりもかなり遅い１ｍｍ／ｍｉｎ（０．０１７ｍｍ／ｓｅｃ）の成形速度で行っている。深絞り性試験は、２００ｍｍ／ｍｉｎ（３．３ｍｍ／ｓｅｃ）の成形速度で行っている。

特開２００１－２４６４２７号公報 特開２００７－１１１７６５号公報

小宮幸久著、「自動車用鉄鋼材料の現状と動向」、Ｒ＆Ｄ　神戸製鋼技報、Ｖｏｌ．５２、Ｎｏ．３（２００２年１２月）、ｐ．２～５ 粕谷康二、向井陽一著、「ＴＲＩＰ型ベイニティックフェライト鋼板の機械的性質に及ぼす合金元素および焼鈍条件の影響」、Ｒ＆Ｄ　神戸製鋼技報、Ｖｏｌ．５７、Ｎｏ．２（２００７年８月）、ｐ．２７～３０ 杉本公一 他著、「超高強度低合金ＴＲＩＰ型ベイニティックフェライト鋼板の温間成形性」、鉄と鋼、Ｖｏｌ．９１、Ｎｏ．２（２００５年２月）、ｐ．３４～４０

　上述した深絞り成形と張出し成形の成形要素を含むプレス成形部品は、張出し成形される張出し部に割れが発生することが多く、プレス成形性の向上が望まれている。この張出し部での割れは、鋼板の強度が高くなるほど発生しやすくなり、プレス成形部品の高強度化を阻害する要因ともなっている。

　また、図８に示したドアインナ等の部品のように、本体の底部に張出し部を有し、深絞り成形の成形後期に張出し成形が行われるプレス成形部品は、高強度鋼板を用いたプレス成形が困難であり、使用鋼板の高強度化があまり進んでいないのが実態である。

　このような深絞り成形と張出し成形の成形要素を含むプレス成形部品のプレス成形性を向上させるためには、また、このようなプレス成形部品に使用する鋼板の高強度化を推進するためにも、特許文献１、２および非特許文献３に記載されたような温間成形法を採用することが考えられるが、高生産性を確保できる１０ｍｍ／ｓｅｃ以上の速い成形速度で、このような部品を温間成形した例は報告されていない。本発明者らは、後の表７（ａ）、（ｂ）に比較例として示すように、このようなプレス成形部品は、強度・延性バランスの優れた高強度鋼板を使用しても、高速の成形速度（７０ｍｍ／ｓｅｃ）では温間成形できないことを確認している。

　そこで、本発明の第１の課題は、深絞り成形と張出し成形の成形要素を含むプレス成形部品を、高生産性を確保できる１０ｍｍ／ｓｅｃ以上の速い成形速度でプレス成形できるようにすることである。

　また、本発明の第２の課題は、生産性の低下を抑制して、深絞り成形と張出し成形を含むプレス成形部品を、高強度鋼板でプレス成形できるようにすることである。

　上記第１の課題を解決するために、本発明の第１の態様は、少なくとも１回の深絞り成形工程と少なくとも１回の張出し成形工程を有し、各成形工程でのプレス成形速度を１０ｍｍ／ｓｅｃ以上とした鋼板のプレス成形方法において、前記少なくとも１回の深絞り成形工程を１００℃～２５０℃の温間で行い、前記少なくとも１回の張出し成形工程を５０℃未満の冷間で行う方法を採用した。

　また、上記第２の課題を解決するために、本発明の第２の態様は、深絞り成形の成形後期に張出し成形を行う鋼板のプレス成形方法において、前記鋼板のプレス成形中の温度を１００℃～３５０℃とし、前記張出し成形を行う成形後期の成形速度を、張出し成形を行わない成形前期の成形速度よりも遅くした方法を採用した。

　本発明者らは、鋼板の温度と成形速度を変化させ、円筒パンチとダイを用いて深絞り性試験と張出し性試験を行った。供試ブランクは板厚１．４ｍｍの９８０ＭＰａ級ＴＢＦ鋼板とし、張出し性試験ではブランク径を大きくするとともに、しわ押さえ力を大きくして、材料がダイ内に流入しないようにした。試験条件は以下の通りである。
（試験条件）
・パンチ径：５０ｍｍ（肩半径：５ｍｍ）
・ダイ径：５４ｍｍ（肩半径：７ｍｍ）
・ブランク径：１０５ｍｍ（深絞り性試験）、１５０ｍｍ（張出し性試験）
・しわ押さえ力：１２ｔｏｎｆ（深絞り性試験）、２０ｔｏｎｆ（張出し性試験）
・鋼板温度：２０℃～３５０℃
・成形速度：０．１ｍｍ／ｓｅｃ、５ｍｍ／ｓｅｃ、１０ｍｍ／ｓｅｃ、７０ｍｍ／ｓｅｃ

　図９（ａ）、（ｂ）は、それぞれ上記深絞り性試験と張出し性試験の結果を示す。これらの試験結果より、深絞り性試験では、成形速度の影響は殆ど認められず、１００℃～２５０℃の温間領域で成形限界高さが室温の冷間よりも向上している。一方、張出し性試験については、低速の０．１ｍｍ／ｓｅｃの成形速度では、鋼板温度を高くしても成形限界高さはあまり低下せず、２５０℃を超える温度領域では成形限界高さが向上しているのに対して、高速の７０ｍｍ／ｓｅｃの成形速度では、試験温度の上昇とともに成形限界高さが低下している。

　図１０は、上記張出し性試験における成形限界高さを、成形速度に対してプロットしたグラフである。このグラフから分かるように、３５０℃の温間で張出し成形したものは、成形速度の増大に伴って成形限界高さが低下するのに対して、冷間で張出し成形したものは成形速度が増大しても成形限界高さがあまり低下せず、１０ｍｍ／ｓｅｃ以上の成形速度では、冷間で張出し成形したものもの方が温間で張出し成形したものよりも成形限界高さが高くなっている。

　このような試験で得られた知見に基づいて、本発明の第１の態様においては、少なくとも１回の深絞り成形工程を１００℃～２５０℃の温間で行い、少なくとも１回の張出し成形工程を５０℃未満の冷間で行うことにより、深絞り成形と張出し成形の成形要素を含むプレス成形部品を、高生産性を確保できる１０ｍｍ／ｓｅｃ以上の速い成形速度でプレス成形できるようにした。なお、ここに定義する深絞り成形工程とは、その工程における成形要素の過半を深絞り成形が占めるものであり、張出し成形工程とは、その工程における成形要素の過半を張出し成形が占めるものである。

　前記鋼板を、組織中に残留オーステナイトを３体積％以上含むものとすることにより、強度・延性バランスの優れたものとして、張出し成形限界をより向上させることができる。

　前記残留オーステナイトを３体積％以上含む鋼板を、ベイニティックフェライトを母相とする鋼板とすることにより、さらに強度・延性バランスの優れたものとして、張出し成形限界をさらに向上させることができ、プレス成形部品の高強度化を推進できるとともに、プレス成形部品への適用範囲を拡大することができる。

　前記残留オーステナイトを３体積％以上含む鋼板に対しては、前記冷間の張出し成形工程を、前記温間の深絞り成形工程よりも後で行うことにより、冷間の張出し成形工程における成形限界をより向上させることができる。

　本発明者らは、残留オーステナイト量が３体積％以上の９８０ＭＰａ級ＴＢＦ鋼板を用いて、温間（１００℃、２００℃）で引張の予ひずみを付与したのち冷間で引っ張る引張試験を行い、予ひずみなしで冷間または温間（１００℃、２００℃）で引っ張った引張試験の結果と全伸びを比較した。引張試験片は、板厚１．４ｍｍのＪＩＳ１３号Ｂ試験片とし、引張速度は高速の１７ｍｍ／ｓｅｃとした。

　図１１は、上記引張試験の結果を示す。これらの試験結果より、温間で引張の予ひずみを付与したものは、いずれも予ひずみを加えた全伸びが予ひずみなしの冷間引張試験よりも大幅に向上している。なお、予ひずみなしの温間引張試験における全伸びは、冷間引張試験よりも低くなっている。温間で引張の予ひずみを付与することにより全伸びが向上した理由は、１００℃または２００℃の温間で予ひずみを付与したときに、母相の変形のみで伸びを稼ぎ、後の冷間引張時に、温存した残留オーステナイトの塑性誘起変態を活用して高延性を実現できたためと考えられる。すなわち、予ひずみなしの冷間引張試験に対する全伸びの向上代は、温間での引張予ひずみ時に得られた母相の伸び変形分に相当する。このような試験結果より、残留オーステナイト量が３体積％以上の鋼板については、冷間の張出し成形工程を、温間の深絞り成形工程よりも後で行うことにより、冷間の張出し成形工程における成形限界をより向上させることが期待できる。

　前記温間の深絞り成形工程と前記冷間の張出し成形工程とを、同一のプレスストローク内で行うことにより、プレスストローク数を少なくすることができる。

　また、前記試験で得られた知見に基づいて、本発明の第２の態様においては、鋼板のプレス成形中の温度を１００℃～３５０℃とし、このような温度領域で成形速度の増大に伴って成形限界高さが著しく低下する張出し成形を行う成形後期の成形速度のみを、深絞り成形のみで、成形速度の影響を受けない成形前期の成形速度よりも遅くすることにより、生産性の低下を抑制して、深絞り成形と張出し成形を含むプレス成形部品を、高強度鋼板でプレス成形できるようにした。

　前記成形後期の成形速度は１０ｍｍ／ｓｅｃ以下とするのが好ましく、前記成形前期の成形速度を１０ｍｍ／ｓｅｃ以上とするのが好ましい。この成形速度の限界値は図１０の試験結果に基づくものであり、張出し成形限界を冷間よりも向上させることができる。

　前記鋼板を、引張強度が９８０ＭＰa以上、好ましくは組織中に残留オーステナイトを３体積％以上含むものとすることにより、強度・延性バランスの優れたものとして、張出し成形限界をより向上させることができる。

　前記残留オーステナイトを３体積％以上含む鋼板を、ベイニティックフェライトを母相とするものとすることにより、さらに強度・延性バランスの優れたものとして、張出し成形限界をさらに向上させ、プレス成形部品の高強度化を推進できるとともに、プレス成形部品への適用範囲を拡大することができる。

　本発明に係る鋼板のプレス成形方法の第１の態様は、少なくとも１回の深絞り成形工程を１００℃～２５０℃の温間で行い、少なくとも１回の張出し成形工程を５０℃未満の冷間で行うようにした。このため、深絞り成形と張出し成形の成形要素を含むプレス成形部品を、高生産性を確保できる１０ｍｍ／ｓｅｃ以上の速い成形速度でプレス成形することができる。

　本発明に係る鋼板のプレス成形方法の第２の態様は、鋼板のプレス成形中の温度を１００℃～３５０℃とし、張出し成形を行う成形後期の成形速度を、張出し成形を行わない成形前期の成形速度よりも遅くした。このため、生産性の低下を抑制して、深絞り成形と張出し成形を含むプレス成形部品を、高強度鋼板でプレス成形することができ、プレス成形部品の高強度化を推進できるとともに、プレス成形部品への適用範囲を拡大することができる。

本発明に係る鋼板のプレス成形方法を実施したプレス金型を示す縦断面図である。 第１の実施形態のプレス成形方法におけるプレス成形工程を示す概念断面図である。 図１のプレス成形工程で成形されたプレス成形品を示す縦断面図である。 図１のプレス成形工程の各工程での成形を成形限界まで行ったときの合計成形高さと初期残留オーステナイト量との関係を示すグラフである。 第２の実施形態のプレス成形方法におけるプレス成形工程を示す概念断面図である。 第３の実施形態のプレス成形方法におけるプレス成形工程を示す概念断面図である。 （ａ）、（ｂ）、（ｃ）は、第４の実施形態のプレス成形方法におけるプレス成形工程を示す断面図ある。 深絞り成形と張出し成形を含むプレス成形部品の例を示す外観斜視図である。 （ａ）、（ｂ）は、それぞれ深絞り性試験と張出し性試験の結果を示すグラフである。 図６（ｂ）の張出し性試験における成形速度と成形限界高さとの関係を示すグラフである。 温間で予ひずみを付与した引張試験の結果を示すグラフである。

　以下、図面に基づき、本発明の実施形態を説明する。図１は、本発明に係る鋼板のプレス成形方法を実施したプレス金型を示す。このプレス金型は、頭部に円形凹部１ａが形成された上向きの円筒パンチ１と、円筒パンチ１が進入する下向きのダイ２と、ブランクＢのフランジ部をダイ２に押圧するしわ押さえ板３と、円筒パンチ１の凹部１ａに向けられた下向きの球頭パンチ４とからなる。なお、円筒パンチ１は、直径５０ｍｍで肩半径と凹部１ａの肩半径を５ｍｍとし、ダイ２は、直径５４ｍｍで、肩半径を７ｍｍとし、球頭パンチ４は直径１０ｍｍとした。

　図２は、第１の実施形態のプレス成形方法を実施したプレス成形工程を示す。このプレス成形工程は、温間で深絞り成形を行う第１工程と、冷間で張出し成形を行う第２工程とからなる。前記第１工程では、円筒パンチ１、ダイ２およびしわ押さえ板３を所定の温度に昇温するとともに、これらのプレス金型に接触させたブランクＢの温度も上昇させたのち、円筒パンチ１をダイ２に進入させて深絞り成形を温間で行う。ブランクＢは予め炉等を用いて所定の温度に昇温してもよい。第２工程では、円筒パンチ１、ダイ２、しわ押さえ板３および深絞り成形されたカップ状の半成形品を室温まで冷却したのち、予め室温とされている球頭パンチ４を円筒パンチ１の円形凹部１ａの中に進入させ、カップ状の半成形品の底部に凹状の張出し成形を冷間で行う。

　図３は、このように成形された鋼板のプレス成形品を示す。このプレス成形品は、深絞り成形された本体の底部に、凹状の張出し部Ａが張出し成形されている。プレス成形品の寸法は、内径Ｄが５０ｍｍ、深絞り成形高さＨｄが３０ｍｍ、張出し成形高さＨｓが可変とされている。

　ＴＢＦ鋼板とＤＰ鋼板を２種類ずつ、合計４種類の鋼板を用意した。これらの鋼板の化学成分を表１に、機械的特性とミクロ組織構成を表２に示す。機械的特性はＪＩＳ１３号Ｂ試験片を用いた引張試験により求め、ミクロ組織中の残留オーステナイト量はＸ線回折法により測定した。各鋼板はいずれも板厚が１．４ｍｍの９８０ＭＰａ級高強度冷延鋼板である。各ＴＢＦ鋼板１、２は、全伸びと均一伸びが各ＤＰ鋼板１、２よりも上回り、強度－延性バランスがより優れている。また、残留オーステナイト量は、ＴＢＦ鋼板１、ＴＢＦ鋼板２、ＤＰ鋼板１、ＤＰ鋼板２の順に多くなっており、ＤＰ鋼板２を除いていずれも３体積％以上となっている。

　まず、ＴＢＦ鋼板１とＤＰ鋼板１から供試した各ブランクを、図２に示したプレス成形工程によって、図３に示したプレス成形品に成形した。各ブランクの直径は１０３ｍｍとした。第１および第２工程での成形速度はいずれも７０ｍｍ／ｓｅｃとした。また、ＴＢＦ鋼板１については、第１工程での深絞り成形高さＨｄ＝３０ｍｍ、第２工程での張出し成形高さＨｓ＝８ｍｍとし、ＤＰ鋼板１については、深絞り成形高さＨｄ＝２８ｍｍ、張出し成形高さＨｓ＝７ｍｍとした。実施例として、第１工程でのダイとパンチとの各接触部の鋼板温度を１００～２５０℃の範囲で変化させ、第２工程での鋼板温度をダイとの接触部で４０℃、パンチとの接触部で２５℃としたプレス成形（実施例Ａ～Ｃ）を行った。また、比較例として、第１および第２工程でのダイとパンチとの各接触部の鋼板温度をいずれも２５℃とした全て冷間でのプレス成形（比較例Ａ）と、第１工程でのダイとパンチとの各接触部の鋼板温度を２００℃、第２工程でのダイとパンチとの各接触部の鋼板温度を３５０℃とした全て温間でのプレス成形（比較例Ｂ）も行った。なお、しわ押さえ板３のダイ２に対する押圧力は、第１工程において１２ｔｏｎｆ、第２工程において２０ｔｏｎｆとした。

　表３（ａ）、（ｂ）は、それぞれＴＢＦ鋼板１とＤＰ鋼板１について、実施例と比較例のプレス成形結果を示す。いずれの鋼板の場合も、各実施例Ａ～Ｃのものは、良好なプレス成形結果が得られている。これに対して、比較例Ａのものは、第１工程で割れが発生し、第２工程を実施することができなかった。また、比較例Ｂのものは、第１工程は成形できたが、第２工程で割れが発生した。なお、これらの成形不可となった比較例Ａにおける深絞り成形高さＨｄと、比較例Ｂにおける張出し成形高さＨｓは、いずれも強度・延性バランスの優れたＴＢＦ鋼板の方がＤＰ鋼板よりも高くなっている。

　つぎに、ＴＢＦ鋼板１、２およびＤＰ鋼板１、２から供試した直径１０３ｍｍの各ブランクを用いて、前記第１工程の深絞り成形での鋼板温度を２００℃、第２工程の張出し成形での鋼板温度を２５℃として、各工程での深絞り成形高さＨｄと張出し成形高さＨｓを、成形限界まで成形するプレス成形を行った。なお、第２工程での張出し成形高さＨｓは最大８ｍｍとした。しわ押さえ板３のダイ２に対する押圧力は、第１工程において１２ｔｏｎｆ、第２工程において２０ｔｏｎｆとした。

　このプレス成形結果を表４に示す。表４には、第１工程での最大成形荷重と、第１工程後の残留オーステナイト量も併記した。初期の残留オーステナイト量が最も多いＴＢＦ鋼板１は、第１工程で深絞り成形限界を超えて絞り抜けするとともに、第２工程での張出し成形高さＨｓも最大の８ｍｍとなった。つぎに残留オーステナイト量が多いＴＢＦ鋼板２は、第１工程での深絞り成形高さＨｄが３０ｍｍとなり、第２工程での張出し成形高さＨｓは最大の８ｍｍに達している。これに対して、各ＤＰ鋼板１、２の深絞り成形高さＨｄはＴＢＦ鋼板２よりも低く、張出し成形高さＨｓも最大の８ｍｍに達していない。また、第１工程での最大成形荷重は、初期残留オーステナイト量の多い順に低くなっており、ＴＢＦ鋼板１が最も低い。第１工程後の残留オーステナイト量も、初期残留オーステナイト量の多い順に多くなっている。

　図４は、表４に示した第１工程での深絞り成形高さＨｄと第２工程での張出し成形高さＨｓの合計成形高さＨｄ＋Ｈｓを、初期残留オーステナイト量に対してプロットしたグラフである。グラフ中に示した基準成形高さは、５９０ＭＰａ級高強度鋼板（全伸び２５％）を第１および第２工程とも冷間でプレス成形したときの合計成形高さＨｄ＋Ｈｓ（２６＋８＝３４ｍｍ）である。このグラフより、第１および第２工程の合計成形高さＨｄ＋Ｈｓは、初期残留オーステナイト量が多くなるほど高くなり、初期残留オーステナイト量が３体積％以上になると、強度のはるかに低い５９０ＭＰａ級高強度鋼板を冷間でプレス成形する場合よりも、成形限界が向上することが分かる。

　図５は、第２の実施形態のプレス成形方法を実施したプレス成形工程を示す。このプレス成形工程は、冷間で張出し成形を行う第１工程と、温間で深絞り成形を行う第２工程とからなる。プレス機械とプレス金型は、第１の実施形態と同じものを用いた。この実施形態は、第１工程では、円筒パンチ１、ダイ２、しわ押さえ板３および球頭パンチ４を室温として、ダイ２としわ押さえ板３で挟持したブランクＢの中央部で、円筒パンチ１の円形凹部１ａの中に球頭パンチ４を進入させて、張出し成形を行う。第２工程では、円筒パンチ１、ダイ２、しわ押さえ板３および球頭パンチ４を所定の温度に昇温するとともに、これらのプレス金型に接触させたブランクＢの温度も上昇させたのち、円筒パンチ１をダイ２に進入させて深絞り成形を行う。

　表１および表２に示したＴＢＦ鋼板１とＤＰ鋼板１から供試した各ブランクを、図５に示したプレス成形工程によって、図３に示したプレス成形品に成形した。各ブランクの直径は１０３ｍｍとし、各工程での成形速度は７０ｍｍ／ｓｅｃとした。また、ＴＢＦ鋼板１については、第１工程での張出し成形高さＨｓ＝８ｍｍ、第２工程での深絞り成形高さＨｄ＝３０ｍｍとし、ＤＰ鋼板１については、張出し成形高さＨｓ＝７ｍｍ、深絞り成形高さＨｄ＝２８ｍｍとした。実施例として、第１工程でのダイとパンチとの各接触部の鋼板温度を２５℃とし、第２工程でのダイとパンチとの各接触部の鋼板温度を１００℃～２５０℃の範囲で変化させたプレス成形（実施例Ｄ～Ｆ）を行った。また、比較例として、第１および第２工程でのダイとパンチとの各接触部の鋼板温度をいずれも２５℃とした全て冷間でのプレス成形（比較例Ｃ）と、第１工程でのダイとパンチとの各接触部の鋼板温度を３５０℃、第２工程でのダイとパンチとの各接触部の鋼板温度を２００℃とした全て温間でのプレス成形（比較例Ｄ）も行った。いずれの場合も、しわ押さえ板３のダイ２に対する押圧力は、第１工程において１２ｔｏｎｆ、第２工程において２０ｔｏｎｆとした。

　表５（ａ）、（ｂ）は、それぞれの鋼板について、実施例と比較例のプレス成形結果を示す。ＴＢＦ鋼板１およびＤＰ鋼板１のいずれの場合も、各実施例Ｄ～Ｆのものは、良好なプレス成形結果が得られている。これに対して、比較例Ｃのものは、第１工程は成形できたが、第２工程で割れが発生した。また、比較例Ｄのものは、第１工程で割れが発生し、第２工程を実施することができなかった。なお、これらの成形不可となった比較例Ｃにおける深絞り成形高さＨｄと、比較例Ｄにおける張出し成形高さＨｓは、いずれも強度・延性バランスの優れたＴＢＦ鋼板１の方がＤＰ鋼板１よりも高くなっている。

　以上の実施例１および実施例２でのプレス成形結果より、深絞り成形工程を１００℃～２５０℃の温間で行い、張出し成形工程を５０℃未満の冷間で行う本発明に係るプレス成形方法は、高強度鋼板を用いても、高生産性を確保できる高速の成形速度で良好なプレス成形結果を得ることができ、プレス成形部品の高強度化を推進できるとともに、プレス成形部品への高強度鋼板の適用範囲を拡大することもできる。

　前記ＴＢＦ鋼板１のプレス成形結果を示す表３（ａ）および表５（ａ）には、温間の深絞り成形でのダイとパンチとの各接触部の鋼板温度を２００℃とした実施例Ａと実施例Ｄについて、プレス成形品の張出し部Ａ中央での板厚減少率を測定した結果を併記した。冷間の張出し成形工程を温間の深絞り成形工程の後に行った実施例Ａは、冷間の張出し成形工程を温間の深絞り成形工程の前に行った実施例Ｄよりも、張出し部Ａの板厚減少率が５％程度小さくなっており、より成形限界を高めることが期待できる。この板厚減少率の測定結果は、図１１に示した引張試験の結果とよく対応しており、実施例Ａでは、第１工程の深絞り成形では母相の変形のみで伸びを稼ぎ、第２工程の張出し成形で、温存した残留オーステナイトの塑性誘起変態を活用して高延性を実現できたものと考えられる。

　図６は、第３の実施形態のプレス成形方法を実施したプレス成形工程を示す。このプレス成形工程は、温間で深絞り成形を行う第１工程と、冷間で張出し成形を行う第２工程とを同一のプレスストローク内で行うようになっている。プレス機械とプレス金型は、第１の実施形態と同じものを用いた。ただし、張出し成形を行う球頭パンチ４は、冷媒を噴出する冷媒噴出口４ａを頂部に設けたものとした。冷媒としては、空気、水、油等を用いることができる。

　この実施形態では、円筒パンチ１、ダイ２およびしわ押さえ板３を昇温するとともに、これらのプレス金型に接触させたブランクＢの温度も上昇させたのち、第１工程となるプレスストロークの前期に、円筒パンチ１をダイ２に進入させて深絞り成形を１００～２５０℃の範囲の温間で行い、第２工程となるプレスストロークの後期に、球頭パンチ４の噴出口４ａから冷媒を噴射して、深絞り成形されたカップ状の半成形品の底部を冷却し、この底部に凹状の張出し成形を５０℃未満の冷間で行う。なお、カップ状の半成形品の底部を冷却する冷媒は、円筒パンチ１側から噴射するようにしてもよい。

　さらに、図７は、前記プレス金型を用いてブランクＢをプレス成形する過程を示す。まず、図７（ａ）に示すように、円筒パンチ１がダイ２に進入すると、ブランクＢのフランジ部の材料がダイ２内に流入して、深絞り成形が開始される。この深絞り成形高さは成形の進行に伴って増大し、図７（ｂ）に示すように、円筒パンチ１頭部にある材料に球頭パンチ４が当接される。さらに成形が進行すると、図７（ｃ）に示すように、深絞り成形高さがさらに増大するとともに、円筒パンチ１頭部にある材料が、球頭パンチ４によって円筒パンチ１の円形凹部１ａの中へ張出し成形される。

　表１および表２に示したＴＢＦ鋼板２、ＤＰ鋼板１およびＤＰ鋼板２の合計３種類の鋼板から供試した各ブランクを、図１に示したプレス金型にセットし、図３に示したプレス成形品を成形した。各ブランクの直径は１０３ｍｍとした。また、張り出し成形高さＨｓは８ｍｍとした。これらのプレス成形に際しては、プレス成形中の鋼板温度θを室温～３５０℃の範囲で変化させた。プレス成形中の鋼板温度θは、所定の温度に昇温したプレス金型にブランクを所定時間接触させることにより確保した。ブランクを予め炉等を用いて所定の温度に昇温してもよい。また、深絞り成形のみが行われる成形前期（Ｓ＝０～２２ｍｍ）における成形速度Ｖ１は、実際のプレス工場における成形速度を想定して高速の７０ｍｍ／ｓｅｃとし、成形後期（Ｓ＝２２～３０ｍｍ）における成形速度Ｖ２を０．１～７０ｍｍ／ｓｅｃの範囲で変化させた。なお、一部のものでは、成形前期の成形速度Ｖ１も変化させた。しわ押さえ板３のダイ２に対する押圧力は、図７（ａ）から図７（ｂ）までは１２ｔｏｎｆ、図７（ｂ）から図７（ｃ）までは２０ｔｏｎｆとした。

　表６（ａ）、（ｂ）、（ｃ）は、それぞれＴＢＦ鋼板２と各ＤＰ鋼板１、２について、鋼板温度θを２００℃としたときのプレス成形結果を示す。残留オーステナイト量が３体積％のＤＰ鋼板１では、成形後期の成形速度Ｖ２を２．５ｍｍ／ｓｅｃ以下としたときに成形が可能となり、残留オーステナイト量が２体積％のＤＰ鋼板２では、成形後期の成形速度Ｖ２を極端に遅い０．１ｍｍ／ｓｅｃとしたときのみに成形が可能となっている。これに対して、残留オーステナイト量が８体積％で、強度－延性バランスがより優れたＴＢＦ鋼板２では、成形後期の成形速度Ｖ２を１０ｍｍ／ｓｅｃ以下としたときに成形が可能となっている。なお、成形速度Ｖ２をこれらの限界速度よりも速くしたものでは、いずれも前記張出し部Ａに割れが発生し、成形不可となっている。したがって、残留オーステナイト量が３体積％以上のものは、生産性をそれほど低下させない成形速度で、成形後期の張出し成形を可能とすることが期待できる。

　表７（ａ）、（ｂ）は、それぞれＴＢＦ鋼板２とＤＰ鋼板１について、鋼板温度θを変化させたときのプレス成形結果を示す。成形前期の成形速度Ｖ１と成形後期の成形速度Ｖ２の組み合わせを、ＴＢＦ鋼板２については、Ｖ１＝７０ｍｍ／ｓｅｃ、Ｖ２＝１０ｍｍ／ｓｅｃとし、ＤＰ鋼板１については、Ｖ１＝７０ｍｍ／ｓｅｃ、Ｖ２＝２．５ｍｍ／ｓｅｃとした。比較例として、Ｖ１＝Ｖ２＝７０ｍｍ／ｓｅｃとし、全成形期間を高速としたプレス成形結果も示す。

　これらのプレス成形結果によれば、ＴＢＦ鋼板２およびＤＰ鋼板１のいずれについても、鋼板温度θを１００℃～３５０℃の範囲とし、成形速度Ｖ２をそれぞれ２．５ｍｍ／ｓｅｃ、１０ｍｍ／ｓｅｃと遅くした実施例のものは、いずれも成形が可能となっている。また、全成形期間を高速（７０ｍｍ／ｓｅｃ）とした比較例のものは、鋼板温度θを１００℃～３５０℃の範囲としても、張出し部Ａに割れが発生し、成形不可となっている。

　以上のプレス成形結果より、プレス成形中の鋼板温度を１００℃～３５０℃とし、張出し成形を行う成形後期の成形速度を、張出し成形を行わない成形前期の成形速度よりも遅くする本発明に係る鋼板のプレス成形は、深絞り成形と張出し成形を含む成形が困難なプレス成形部品の成形限界を顕著に高めることができ、プレス成形部品の高強度化を推進できるとともに、プレス成形部品への高強度鋼板の適用範囲を拡大することができる。

　表８（ａ）、（ｂ）は、それぞれＴＢＦ鋼板２とＤＰ鋼板１について、プレス成形時のフランジ部の鋼板温度θ１と張出し部Ａの鋼板温度θ２とを別々に変化させて、プレス成形の可否と張出し部Ａでの板厚減少率を調査した結果を示す。前記成形前期の成形速度Ｖ１と成形後期の成形速度Ｖ２の組み合わせを、ＴＢＦ鋼板２については、Ｖ１＝７０ｍｍ／ｓｅｃ、Ｖ２＝１０ｍｍ／ｓｅｃ、ＤＰ鋼板１については、Ｖ１＝７０ｍｍ／ｓｅｃ、Ｖ２＝２．５ｍｍ／ｓｅｃとした。フランジ部の鋼板温度θ１と張出し部Ａの鋼板温度θ２の組み合わせは、鋼板温度θ１を２００℃一定とし、鋼板温度θ２を１００～４００℃の範囲で変化させた系列のものと、鋼板温度θ２を３５０℃一定とし、鋼板温度θ１を１００～４００℃の範囲で変化させた系列のものとした。比較例として、両方の鋼板温度θ１、θ２を室温とした調査結果も示す。

　表８（ａ）、（ｂ）に示した調査結果より、鋼板温度θ１、θ２を１００℃～３５０℃の範囲で組み合わせた実施例のものは、ＴＢＦ鋼板２とＤＰ鋼板１のいずれについても成形が可能であり、張出し部Ａの板厚減少率は、強度・延性バランスの優れたＴＢＦ鋼板２の方がＤＰ鋼板１よりも少なくなっている。特に、フランジ部の鋼板温度θ１を２００℃、張出し部Ａの鋼板温度θ２を３５０℃としたものは、板厚減少率がＴＢＦ鋼板では１２％、ＤＰ鋼板１では１４％と最も少なく、より困難なプレス成形部品の成形限界を向上できる最適な温度条件として期待することができる。なお、鋼板温度θ１、θ２のいずれかを４００℃とした比較例のものが成形不可となったのは、４００℃では残留オーステナイトが分解されることにより、ＴＲＩＰ効果の発現が抑制され、延性が低下したためと思われる。

　上述した各実施形態では、深絞り成形工程と張出し成形工程がそれぞれ１回ずつのものとしたが、本発明に係るプレス成形方法は、これらのいずれかの工程が２回以上あるものや、伸びフランジ工程、曲げ工程、打ち抜き工程等の他の工程が含まれるものにも採用することができる。なお、打ち抜き工程が含まれるものでは、打ち抜き工程を温間の深絞り成形工程と同時に行うことにより、打ち抜き荷重の低減も期待することができる。

　また、上述した実施例では、鋼板を９８０ＭＰａ級のＴＢＦ鋼板およびＤＰ鋼板としたが、本発明に係る鋼板のプレス成形方法は、このような９８０ＭＰａ級のＤＰ鋼板やＴＢＦ鋼板に限定されることはなく、軟鋼板を含む任意の鋼種の任意の強度クラスの鋼板に適用することができる。

　また、上述した実施例では、深絞り成形のみを行う成形前期と、張出し成形を行う成形後期とを同一のプレス成形工程で行うようにしたが、これらの成形前期と成形後期を別のプレス成形工程に分けて行うこともできる。

　Ａ…張出し部
　Ｂ…ブランク
　１…円筒パンチ
　１ａ…凹部
　２…ダイ
　３…しわ押さえ板
　４…球頭パンチ
　４ａ…冷媒噴出口

Claims (11)

1. 　少なくとも１回の深絞り成形工程と少なくとも１回の張出し成形工程とを含み、各成形工程での成形速度を１０ｍｍ／ｓｅｃ以上とした鋼板のプレス成形方法において、前記少なくとも１回の深絞り成形工程を１００℃～２５０℃の温間で行い、前記少なくとも１回の張出し成形工程を５０℃未満の冷間で行うことを特徴とする鋼板のプレス成形方法。
2. 　前記鋼板を、組織中に残留オーステナイトを３体積％以上含むものとした請求項１に記載の鋼板のプレス成形方法。
3. 　前記残留オーステナイトを３体積％以上含む鋼板を、ベイニティックフェライトを母相とする鋼板とした請求項２に記載の鋼板のプレス成形方法。
4. 　前記冷間の張出し成形工程を、前記温間の深絞り成形工程よりも後で行うようにした請求項１～３のいずれかに記載の鋼板のプレス成形方法。
5. 　前記温間の深絞り成形工程と前記冷間の張出し成形工程とを、同一のプレスストローク内で行うようにした請求項１～３のいずれかに記載の鋼板のプレス成形方法。
6. 　深絞り成形の成形後期に張出し成形を行う鋼板のプレス成形方法において、前記鋼板のプレス成形中の温度を１００℃～３５０℃とし、前記張出し成形を行う成形後期の成形速度を、張出し成形を行わない成形前期の成形速度よりも遅くしたことを特徴とする鋼板のプレス成形方法。
7. 　前記成形後期の成形速度を１０ｍｍ／ｓｅｃ以下とした請求項６に記載の鋼板のプレス成形方法。
8. 　前記成形前期の成形速度を１０ｍｍ／ｓｅｃ以上とした請求項６に記載の鋼板のプレス成形方法。
9. 　前記鋼板の引張強度が９８０ＭＰa以上である請求項６～８のいずれかに記載の鋼板のプレス成形方法。
10. 　前記鋼板を、組織中に残留オーステナイトを３体積％以上含むものとした請求項９に記載の鋼板のプレス成形方法。
11. 　前記残留オーステナイトを３体積％以上含む鋼板を、ベイニティックフェライトを母相とするものとした請求項１０に記載の鋼板のプレス成形方法。

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