WO2014156790A1 - プレス成形品およびその製造方法 - Google Patents

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WO2014156790A1
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press
molding
heating
temperature
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亮介 大友
長尾　護
武田　実佳子
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株式会社神戸製鋼所
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    • C22C38/58—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel with more than 1.5% by weight of manganese

Definitions

  • the present invention relates to a press-formed product that requires strength and corrosion resistance as used for a structural member of an automobile part and a manufacturing method thereof, and more particularly, after heating a galvanized steel sheet or an alloyed hot-dip galvanized steel sheet,
  • the present invention relates to a press-molded product that obtains a predetermined strength by quenching at the same time as shape imparting, and a method for producing such a press-molded product.
  • hot stamping a so-called hot press molding method in which the strength of the molded product is ensured by quenching simultaneously with molding.
  • hot stamp is spreading as a construction method for manufacturing a part (press-molded product) that requires a high strength of 1470 MPa or more in particular.
  • FIG. 1 is a schematic explanatory view showing a mold configuration for carrying out hot stamping as described above, in which 1 is a punch, 2 is a die, 3 is a blank holder, 4 is a steel plate (blank), and BHF is The wrinkle pressing force, rp is the punch shoulder radius, rd is the die shoulder radius, and CL is the punch / die clearance.
  • the punch 1 and the die 2 have passages 1a and 2a through which a cooling medium (for example, water) can pass, and the cooling medium is allowed to pass through the passages.
  • a cooling medium for example, water
  • the steel plate (blank) 4 is made to have a single-phase temperature equal to or higher than the two-phase region temperature (Ac1 transformation point to Ac3 transformation point) or Ac3 transformation point. Molding is started in a state of being softened by heating to a zone temperature. That is, in a state where the steel plate 4 in a high temperature state is sandwiched between the die 2 and the blank holder 3, the steel plate 4 is pushed into the hole of the die 2 (between 2 and 2 in FIG. 1) by the punch 1, and the outer diameter of the steel plate 4 is reduced. While shrinking, it is formed into a shape corresponding to the outer shape of the punch 1.
  • liquid metal embrittlement (hereinafter referred to as “ LME ” may cause cracks during press molding, resulting in a problem that impact resistance and fatigue strength as a part (press-molded product) are reduced.
  • Patent Document 1 discloses that a high temperature holding time before press molding is made relatively long (for example, 300 seconds or more).
  • a method has been proposed in which alloying of the plating layer is promoted and the Fe concentration in the plating layer is increased to suppress the occurrence of cracks during press forming.
  • this method has a drawback in that it requires heating for a long time in the hot stamping process, which impairs productivity.
  • the method of the present invention that has achieved the above object is a method for producing a press-formed product by forming a galvanized steel sheet or an alloyed hot-dip galvanized steel sheet by a hot press forming method, and heating the steel sheet After the holding, forming is started at a temperature of 680 ° C. or higher and 750 ° C. or lower while liquid zinc is present on the steel plate surface, and the strain rate at the plastic deformation portion of the steel plate is set to 0.5 second ⁇ 1 or lower. Molding is performed.
  • the heating and holding of the steel sheet is preferably performed at a temperature of 880 ° C. or more and 920 ° C. or less for 10 seconds to 4 minutes.
  • the plate thickness of the steel plate is t (mm), the bending radius (inner diameter) of the plastic deformation portion.
  • R is (mm)
  • a configuration in which the plastic deformation portion is formed over [t / (R + t / 2)] seconds or more can be mentioned.
  • a press-molded product manufactured by the method as described above is also included.
  • the heating conditions before forming and the strain rate at the plastic deformation portion of the steel sheet during forming are appropriately controlled.
  • the heating time before molding was shortened, it was possible to produce a press-molded product exhibiting good characteristics while avoiding the occurrence of LME cracks with high productivity.
  • FIG. 1 is a schematic explanatory view showing a mold configuration for carrying out hot press molding.
  • FIG. 2 is a schematic explanatory view showing a mechanism in a mold when the present invention is carried out.
  • FIG. 3 is a diagram for explaining a cross section of the R portion of the steel plate that vertically bisects the R ridge line.
  • the inventors of the present invention after heating a galvanized steel sheet or an alloyed hot dip galvanized steel sheet to a predetermined temperature and then producing a press-formed product by hot press forming, press forming In order to produce a press-molded product exhibiting good characteristics while avoiding the occurrence of LME cracks with good productivity, investigations were made from various angles.
  • LME cracks are generated when press forming is performed in a state where the base steel sheet is embrittled by molten liquid zinc.
  • a steel sheet with liquid zinc adhered thereto is press-molded, liquid zinc infiltrates into the crystal grain boundaries, and the yield strength of the crystal grain boundaries is lost, so it is considered that cracks occur.
  • the galvanized layer is liquefied, and a reaction in which a solid alloy phase of Fe / Zn is generated at the interface with the steel sheet proceeds, and the Fe concentration in the plated layer increases.
  • Patent Document 1 It is known that when a certain time or more elapses after heating, liquid zinc in the plating layer is almost lost, and thus LME cracks are not generated even if press molding is performed thereafter (Patent Document 1). However, since it is necessary to hold
  • the present inventors examined the influence of various process conditions. As a result, forming was performed such that the strain rate at the plastic deformation portion of the steel sheet during forming was 0.5 sec- 1 or less. Thus, it was found that cracks due to LME can be suppressed even if the time (holding time) held in the heating step before press molding is relatively short and within 4 minutes.
  • the strain rate at this time is preferably 0.4 sec- 1 or less (more preferably 0.3 sec- 1 or less). However, if the strain rate is made too slow, the productivity will be lowered, so it is preferable to set it to 0.1 second- 1 or more.
  • the holding time may be 4 minutes or less (preferably 3 minutes or less), but from the viewpoint of austenitizing the entire steel structure, it is 10 seconds or more (preferably 30 seconds or more, more preferably 1 minute or more). It is preferable to do.
  • the thickness of the steel plate is t ( mm), where the bending radius (inner diameter) of the plastic deformation part is R (mm), the plastic deformation part is formed over t / (R + t / 2) seconds or more.
  • FIG. 2 is a schematic explanatory view showing a mechanism in a mold when the present invention is carried out.
  • the mold configuration shown in FIG. 2 is upside down with respect to the mold configuration shown in FIG. 1 for convenience of explanation.
  • the bending radius (inner diameter) R (mm) of the plastic deformation portion corresponds to the die shoulder radius rd shown in FIG.
  • the punch speed V (mm / second) means that the molding satisfies the relationship of the following formula (2). From these relationships, it is understood that the plastic deformation portion may be formed in [t / (R + t / 2)] seconds or more.
  • the plate thickness is 1.4 mm and the bending radius (inner diameter) is 5 mm or 10 mm, it corresponds to the molding speed over 0.25 seconds or more or 0.13 seconds or more, respectively.
  • the plate thickness is 0.8 mm and the bending radius (inner diameter) is 5 mm or 10 mm, it corresponds to the molding speed of 0.15 seconds or more and 0.08 seconds or more, respectively.
  • the range for press forming at the strain rate as described above may be at least the plastic deformation portion (region shown in FIG. 2), but the other steel plate regions may be formed at the same strain rate. However, in regions other than the plastically deformed portion, LME cracks are unlikely to occur, so press molding may be performed with a strain rate higher than 0.5 sec- 1 .
  • a galvanized steel sheet or an alloyed hot-dip galvanized steel sheet that has been plated on the surface of the base steel sheet (sometimes collectively referred to as “surface-treated steel sheet”) is pressed using a mold.
  • the surface-treated steel sheet is first heated and held.
  • the heating at this time is preferably a temperature of 880 ° C. or more and 920 ° C. or less.
  • the heating temperature is preferably at least 880 ° C. or higher. When the heating temperature is less than 880 ° C., an appropriate amount of austenite cannot be obtained during heating, and good moldability cannot be ensured.
  • heating temperature exceeds 920 degreeC, since the zinc in the plating layer of a surface-treated steel plate will boil and evaporate and corrosion resistance will deteriorate, it is unpreferable. Moreover, the more preferable minimum of heating temperature is 900 degreeC or more (temperature which makes all austenite), and a more preferable upper limit is 910 degreeC or less.
  • the heating temperature in the present invention is a value measured by the surface temperature of the steel sheet (the same applies to the following temperatures).
  • the holding time in the above temperature range may be 4 minutes or less (preferably 3 minutes or less). That is, even if this holding time is 4 minutes or less, cracks due to LME can be suppressed in subsequent press molding. However, if this holding time is too short, an appropriate amount of austenite cannot be obtained during heating, and good moldability cannot be ensured, so at least 10 seconds (preferably 30 seconds or more, more preferably 1 minute or more). It is preferable to do.
  • the press molding start temperature needs to be 750 ° C. or lower.
  • the productivity of the press production process will deteriorate, and in order to avoid uneven material properties after pressing due to uneven cooling, the lower limit is set to 680 ° C or higher.
  • the lower limit is set to 680 ° C or higher.
  • n value work hardening coefficient
  • the average cooling rate at the time of cooling preferably secures an average cooling rate of 20 ° C./second or more in order to make the plating layer as solid as possible. More preferably, it is 30 ° C./second or more. However, even if the cooling stop temperature in this cooling (that is, press molding start temperature) is too low, it is necessary to set the temperature to 680 ° C. or higher even from the viewpoint that good press moldability cannot be secured. Preferably, it is 700 degreeC or more.
  • the surface-treated steel sheet used in the present invention is a galvanized steel sheet or an alloyed hot dip galvanized steel sheet, but the chemical composition of a normal steel as a high-strength steel sheet is the steel type of the steel sheet (base steel sheet) that is the material of these surface-treated steel sheets. (See Table 1 in Examples below).
  • the hot press molding the purpose of molding a part is mainly to increase the strength, and the strength is ensured by quenching in the process of cooling with a mold. For this reason, in general, a steel sheet to which elements that improve hardenability such as B and Mn are added in addition to C is used.
  • a hot-rolled steel sheet or a cold-rolled steel sheet obtained by cold rolling a hot-rolled steel sheet can be used.
  • the galvanized steel sheet used in the present invention can be obtained by galvanizing a hot-rolled steel sheet or a cold-rolled steel sheet. Sufficient corrosion resistance can be obtained by setting the desired coating amount of the galvanized layer to about 30 to 200 g / m 2 per side.
  • Examples of the plating method include hot dipping and electroplating.
  • An alloyed galvanized steel sheet (usually alloyed hot dip galvanized) in which the plating layer and iron in the base steel sheet are alloyed by holding at a predetermined temperature (470 ° C. to 580 ° C.) for 1 to 10 minutes after plating. Steel plate), which can also be used.
  • a steel material having the chemical composition (steel types A to F) shown in Table 1 below was melted into a slab and hot-rolled to obtain a hot-rolled steel sheet having a thickness of 3.2 mm. This was cold-rolled to produce a cold-rolled steel sheet having a thickness of 0.8 mm or 1.4 mm. These steel sheets were galvanized to give galvanized steel sheets. At this time, the galvanization process was performed with the batch type atmosphere control annealing plating apparatus. Moreover, about some steel plates, the alloying process was performed and the alloyed galvanized steel plate was produced.
  • an experimental furnace capable of controlling the atmosphere equipped with a heating / cooling mechanism and a crucible serving as a galvanizing bath, and capable of performing plating treatment and alloying treatment in an integrated process was used.
  • the plating treatment conditions were immersed in a 460 ° C. Zn bath (Al: containing 0.13%) for 3 seconds.
  • the alloying treatment was performed by holding at 550 ° C. for 20 seconds in an atmosphere of 5% H 2 —N 2 (dew point ⁇ 45 ° C.), and then cooled by blowing Ar gas.
  • the average cooling rate at this time is 15 ° C./second.
  • the coating amount of the galvanized steel sheet and the alloyed galvanized steel sheet was evaluated by cross-sectional SEM (scanning electron microscope) observation and Fe concentration measurement during plating.
  • the zinc plating on one side of the test piece was polished and removed, and the temperature was controlled by a thermocouple installed on the side of the plating removed.
  • the heating method induction heating or current heating can be considered.
  • the parallel part of the test piece was heated by current heating while induction heating the vicinity of the gripping part of the test piece.
  • the temperature history is from room temperature to a temperature T1 (about 900 ° C.), held for a predetermined time t1 and then cooled to a processing temperature T2, up to a predetermined target strain amount with liquid zinc remaining on the specimen surface.
  • Processing was performed at a constant strain rate (second ⁇ 1 ). During heating and processing, it was performed in an air atmosphere. Only the cooling process was performed by cooling with Ar gas. In addition, liquid zinc remained on the surface of the test piece at the time of the test. In the cross-sectional SEM (scanning electron microscope) observation of “measurement of the maximum crack depth” performed after the test, a part of the plating layer was whitened. This was confirmed by the fact that a visible zinc layer remained.
  • the actual value of the amount of strain was obtained by previously marking a standard line with a distance of 20 mm between the grades on the back surface (side from which the plating was removed) of the test piece, and measuring the elongation (%) of the distance between the grades with the amount of logarithmic strain.
  • plate thickness, plating adhesion, presence / absence of alloying treatment, press molding conditions [heating temperature, heating holding time, average cooling rate before molding, molding start temperature), strain amount (target, actual results), strain rate (Aim, actual results) and molding time] are shown in Tables 2 to 4 below.
  • Test No. 1 to 3 5 to 7, 10 to 12, 14 to 16, 19, 22, 24, 26, 28, 30, 32, 33, 35 to 37, 39, 40, 42, 43, 45, 46, 48, No. 49 is an example that satisfies the requirements defined in the present invention, and it is understood that the occurrence of LME cracks is suppressed and a good hot press-formed product is obtained.
  • the molding times for these examples all satisfy the condition of [t / (R + t / 2)] seconds or more.
  • test no. 4,8,9,13,17,18,20,21,23,25,27,29,31,34,38,41,44,47 Since the press molding is performed under a condition where the strain rate is large, the maximum crack depth is large.
  • the present invention is useful as a method of manufacturing a structural member of an automobile part such as a side member, a side sill, a cross member, or a pillar lower part by press forming a galvanized steel sheet or an alloyed hot-dip galvanized steel sheet.

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Abstract

　亜鉛めっき鋼板または合金化溶融亜鉛めっき鋼板を、熱間プレス成形法によって成形してプレス成形品を製造する方法であって、鋼板を加熱・保持した後、鋼板表面に液体亜鉛が存在する状態のまま６８０℃以上、７５０℃以下の温度で成形を開始し、前記鋼板における塑性変形部での歪み速度を０．５秒－１以下として成形を行う。

Description

プレス成形品およびその製造方法
　本発明は、自動車部品の構造部材に使用されるような強度および耐食性が必要とされるプレス成形品およびその製造方法に関し、特に亜鉛めっき鋼板または合金化溶融亜鉛めっき鋼板を加熱してから所定の形状にプレス成形加工する際に、形状付与と同時に焼入れて所定強度を得るプレス成形品、およびそのようなプレス成形品の製造方法に関するものである。
　近年、自動車軽量化のためにボディへの高強度鋼の適用が進み、引張強度が９８０ＭＰａを超える鋼板の適用が拡大している。その一方で、高強度化するにつれて部品加工時の金型寿命低下や、スプリングバックによる形状ばらつきが大きくなる問題がある。そこで低強度の鋼板を、プレス成型前にＡｃ1変態点以上の温度（約９００℃程度以上）に加熱して鋼板をオーステナイト化してから高温域で成形することによって変形抵抗を低減しつつスプリングバックをも低減し、なおかつ成形と同時に焼入れを行って成形品の強度を確保する工法、いわゆる熱間プレス成形法（以下、「ホットスタンプ」と呼ぶことがある）が開発されている。こうしたホットスタンプは、特に引張強度で１４７０ＭＰａ以上級の高強度が必要される部品（プレス成形品）を製造するための工法として広まりつつある。
　一方、自動車構造材のうちで高耐食性が求められるサイドメンバ、サイドシル、クロスメンバ、ピラー下部などに適用される部品には、犠牲防食効果の付与が必須であり、従来から亜鉛めっき鋼板や合金化溶融亜鉛めっき鋼板の冷間加工部品が適用されてきた。現在、亜鉛めっき鋼板や合金化溶融亜鉛めっき鋼板をホットスタンププロセスで部品成形することにより、サイドメンバ、サイドシル、クロスメンバ、ピラー下部などに適用可能な高強度かつ高耐食性を持つプレス成形品が求められている。
　図１は、上記のようなホットスタンプを実施するための金型構成を示す概略説明図であり、図中１はパンチ、２はダイ、３はブランクホルダー、４は鋼板（ブランク）、ＢＨＦはしわ押え力、ｒｐはパンチ肩半径、ｒｄはダイ肩半径、ＣＬはパンチ／ダイ間クリアランスを夫々示している。また、これらの部品のうち、パンチ１とダイ２には冷却媒体（例えば水）を通過させることができる通路１ａ，２ａが夫々の内部に形成されており、この通路に冷却媒体を通過させることによって、これらの部材が冷却されるように構成されている。
　こうした金型を用いてホットスタンプ（例えば、熱間深絞り加工）するに際しては、鋼板（ブランク）４を、（Ａｃ1変態点～Ａｃ3変態点）の二相域温度またはＡｃ3変態点以上の単相域温度に加熱して軟化させた状態で成形を開始する。即ち、高温状態にある鋼板４をダイ２とブランクホルダー３間に挟んだ状態で、パンチ１によってダイ２の穴内（図１の２，２間）に鋼板４を押し込み、鋼板４の外径を縮めつつパンチ１の外形に対応した形状に成形する。また、成形と並行してパンチ１およびダイ２を冷却することによって、鋼板４から金型（パンチ１およびダイ２）への抜熱を行なうと共に、成形下死点（パンチ先端が最深部に位置した時点：図１に示した状態）で更に保持冷却することによって素材の焼入れを実施する。こうしたプレス成形法を実施することによって、寸法精度の良い１４７０ＭＰａ以上級の成形品を得ることができ、しかも冷間で同じ強度クラスの部品を成形する場合に比較して、成形荷重が低減できることからプレス機の容量が小さくて済むことになる。
　しかしながら、亜鉛めっき鋼板や合金化溶融亜鉛めっき鋼板をホットスタンプに供すると、高温で液化（溶融）した亜鉛が鋼板の結晶粒界に浸入して鋼板が脆化する液体金属脆化（以下、「ＬＭＥ」と記載することがある）によりプレス成形時にクラックが発生し、部品（プレス成型品）としての耐衝撃特性や疲労強度が低下する問題がある。
　こうしたＬＭＥによるクラック（以下、「ＬＭＥクラック」と呼ぶことがある）を抑制するために、例えば特許文献１には、プレス成形前の高温保持時間を比較的長くすることによって（例えば３００秒以上）、めっき層の合金化を促進し、めっき層中のＦｅ濃度を高くしてプレス成形加工時にクラックが発生することを抑制する方法が提案されている。しかしながらこの方法では、ホットスタンプ工程において長時間の加熱保持が必要となり、生産性を損ねるという欠点がある。
日本国特表２０１２－５１２７４７号公報
　本発明は上記事情に鑑みてなされたものであって、その目的は、亜鉛めっき鋼板または合金化溶融亜鉛めっき鋼板を用いて熱間プレス成形するに際し、成形前での加熱保持時間を短くしてもＬＭＥクラックの発生を回避しつつ高い強度を発揮するプレス成形品を製造するための有用な方法、およびこうした方法によって得られるプレス成形品を提供することにある。
　上記目的を達成することのできた本発明方法とは、亜鉛めっき鋼板または合金化溶融亜鉛めっき鋼板を、熱間プレス成形法によって成形してプレス成形品を製造する方法であって、前記鋼板を加熱・保持した後、鋼板表面に液体亜鉛が存在する状態のまま６８０℃以上、７５０℃以下の温度で成形を開始し、前記鋼板における塑性変形部での歪み速度を０．５秒－１以下として成形を行うことを特徴とする。
　本発明方法において、前記鋼板の加熱・保持は８８０℃以上、９２０℃以下の温度で１０秒～４分間で行うことが好ましい。 
　また前記鋼板における塑性変形部での歪み速度を０．５秒－１以下として成形するための具体的な基準としては、鋼板の板厚をｔ（ｍｍ）、塑性変形部の曲げ半径（内径）をＲ（ｍｍ）としたとき、塑性変形部の形成を［ｔ／（Ｒ＋ｔ／２）］秒以上かけて行う構成が挙げられる。また上記構成を採用することによって、成形開始時に鋼板表面に若干の液体亜鉛が存在していても、ＬＭＥクラックの発生を回避しつつプレス成形できるものとなる。
　本発明においては、上記のような方法によって製造されるプレス成形品も包含する。
　本発明によれば、亜鉛めっき鋼板または合金化溶融亜鉛めっき鋼板を用いて熱間プレス成形するに際し、成形前での加熱条件や、成形時の鋼板における塑性変形部での歪み速度を適切に制御することによって、成形前加熱時間を短くしてもＬＭＥクラックの発生を回避しつつ良好な特性を発揮するプレス成形品を生産性良く製造することができた。
図１は、熱間プレス成形を実施するための金型構成を示す概略説明図である。 図２は、本発明を実施したときの金型でのメカニズムを示す概略説明図である。 図３は、鋼板のＲ部について、Ｒの稜線を垂直二等分する断面を説明する図である。
　本発明者らは、亜鉛めっき鋼板または合金化溶融亜鉛めっき鋼板を所定の温度に加熱した後、熱間プレス成形してプレス成形品を製造するに際して、加熱保持時間を短くしても、プレス成形中にＬＭＥクラックの発生を回避しつつ良好な特性を発揮するプレス成形品を生産性良く製造すべく、様々な角度から検討した。
　その結果、ホットスタンプ成形時の変形速度（歪み速度）を遅くすれば、ＬＭＥクラックの発生を抑制できることが判明した。そして更に検討したところ、鋼板を所定の温度・時間で加熱した後、所定の温度範囲からプレス成形を開始すると共に、成形時での鋼板における塑性変形部での歪み速度が０．５秒－１以下となるようにしてプレス成形すれば、上記目的が見事に達成されることを見出し、本発明を完成した。
　ＬＭＥクラックは、溶融した液体亜鉛によって素地鋼板が脆化した状態でプレス成形を施すことによって発生する。液体亜鉛が付着した鋼板をプレス成形すると、結晶粒界に液体亜鉛が浸潤し、結晶粒界の耐力が失われるために、クラックが生じると考えられる。プレス成形前の加熱中において亜鉛めっき層は液化し、鋼板との界面においてＦｅ／Ｚｎの固体の合金相が生成する反応が進行し、めっき層中のＦｅ濃度が増加する。加熱してから一定以上の時間が経過すると、めっき層中の液体亜鉛がほぼなくなるため、その後プレス成形してもＬＭＥクラックは発生しなくなることは知られている（前記特許文献１）。しかしながら、加熱後にプレス成形までに長時間保持する必要があるため、生産性が低下する。
　こうした状況の下、本発明者らが種々のプロセス条件の影響を検討したところ、成形時での鋼板における塑性変形部での歪み速度が０．５秒－１以下になるようにして成形することにより、プレス成形前の加熱工程で保持する時間（保持時間）を比較的短く、４分以内にしてもＬＭＥによるクラックを抑制することができることを見出した。このときの歪み速度は、好ましくは０．４秒－１以下（より好ましくは０．３秒－１以下）である。但し、歪み速度をあまり遅くすることは生産性低下に繋がるので、０．１秒－１以上とすることが好ましい。また上記のように保持時間は４分以内でよいが（好ましくは３分以下）、鋼組織全体をオーステナイト化するという観点から１０秒以上（好ましくは３０秒以上、より好ましくは１分以上）とすることが好ましい。
　鋼板（亜鉛めっき鋼板または合金化溶融亜鉛めっき鋼板）における塑性変形部での歪み速度を、０．５秒－１以下として成形するための具体的な基準としては、前記鋼板の板厚をｔ（ｍｍ）、塑性変形部の曲げ半径（内径）をＲ（ｍｍ）としたとき、塑性変形部の形成をｔ／（Ｒ＋ｔ／２）秒以上かけて行う構成が挙げられる。こうした状況を、図面を用いて説明する。
　図２は、本発明を実施したときの金型でのメカニズムを示す概略説明図である。尚、図２に示した金型構成は、説明の便宜上、前記図１に示した金型構成とは上下逆の状態となっている。また、塑性変形部（図２では、「曲げ部」と表示）の曲げ半径（内径）Ｒ（ｍｍ）は、図１に示したダイ肩半径ｒｄに相当する。
　歪み速度をＷ（秒－１）、加工に要する時間をΔｔ（秒）、鋼板の板厚をｔ（ｍｍ）、パンチ速度をＶ（ｍｍ／秒）、塑性変形部の曲げ半径（内径）をＲ（ｍｍ）とすると、Δｔ＝（Ｒ＋ｔ）／Ｖと表されることから（図２参照）、歪み速度Ｗ（秒－１）は、下記（１）式のように表されることになる。
　Ｗ＝ｔ／｛２（Ｒ＋ｔ／２）｝／Δｔ＝Ｖ×ｔ／｛２（Ｒ＋ｔ）×（Ｒ＋ｔ／２）｝…（１）
　Ｗ≦０．５を満足させるためには、パンチ速度Ｖ（ｍｍ／秒）は、下記（２）式の関係を満足して成形することを意味する。これらの関係から、塑性変形部の成形を［ｔ／（Ｒ＋ｔ／２）］秒以上で行えばよいことが分かる。例えば板厚１．４ｍｍで曲げ半径（内径）５ｍｍまたは１０ｍｍでは、夫々０．２５秒以上または０．１３秒以上かけて成形する速度に相当する。或いは、板厚０．８ｍｍで曲げ半径（内径）５ｍｍまたは１０ｍｍでは、夫々０．１５秒以上、０．０８秒以上かけて成形する速度に相当する。
　Ｖ≦｛（Ｒ＋ｔ）×（Ｒ＋ｔ／２）｝／ｔ …（２）
　上記のような歪み速度でプレス成形する範囲は、少なくとも塑性変形部（図２に示した領域）であればよいが、それ以外の鋼板領域についても同様の歪み速度による成形を行っても良い。但し、塑性変形部以外の領域については、ＬＭＥクラックは発生しにくいことから、歪み速度を０．５秒－１よりも大きくしてプレス成形を行っても良い。
　本発明によって上記効果が得られるメカニズムの詳細は明らかではないが、おそらく浸潤しようとする液体亜鉛と素地鋼板との合金化反応速度と、素地鋼板の変形速度とのバランスによるものと推定される。プレス成形後のめっき層の中で固体の合金層の部分は、プレス成形時の素地鋼板の変形に追従できず、ところどころで破断して隙間が形成される。そしてめっき層に液体亜鉛が残っている場合には、この隙間に液体亜鉛が入り込み、素地鋼板新生面と接触し、新たな合金化反応が進行すると思われる。そこで生じる合金化反応が進行するよりも速い歪み速度でプレス成形すると、液体亜鉛が結晶粒界に浸潤し、ＬＭＥクラックが発生すると考えられる。逆に歪み速度を遅くした場合は、新たな合金化反応によって液体亜鉛が遮断されながら加工変形が進むため、素地鋼板の脆化が生じないと考えられる。
　本発明方法においては、素地鋼板表面にめっき処理を施した亜鉛めっき鋼板または合金化溶融亜鉛めっき鋼板（これらを総括して「表面処理鋼板」と呼ぶことがある）を、金型を用いてプレス成形してプレス成形品を製造するに際して、表面処理鋼板はまず加熱・保持される。このときの加熱は、８８０℃以上、９２０℃以下の温度であることが好ましい。熱間プレス法による効果を発揮させるためには、加熱温度は少なくとも８８０℃以上とするのが良い。加熱温度が８８０℃未満であると、加熱時に適切な量のオーステナイトが得られず、良好な成形性が確保できない。また、加熱温度が９２０℃を超えると、表面処理鋼板のめっき層中の亜鉛が沸騰および蒸発し、耐食性が劣化するため好ましくない。また、加熱温度のより好ましい下限は９００℃以上（全てをオーステナイトにする温度）であり、より好ましい上限は９１０℃以下である。尚、本発明における加熱温度は、鋼板の表面温度によって測定した値である（以下の温度においても同じ）。
　上記温度範囲での保持時間（プレス成形前の加熱工程で保持する時間）は、上述のごとく、４分以下（好ましくは３分以下）で良い。即ち、この保持時間が４分以下であっても、その後のプレス成形において、ＬＭＥによるクラックを抑制することができるものとなる。但し、この保持時間が短すぎると、加熱時に適切な量のオーステナイトが得られず、良好な成形性が確保できなくなるので少なくとも１０秒以上（好ましくは３０秒以上、より好ましくは１分以上）とすることが好ましい。
　通常の熱間プレス成形においては、鋼板を所定温度まで加熱した後、生産性向上およびプレス反力低減の観点から、プレス成形に際しては加熱炉から出してできるだけ高い温度で成形を開始することが、良好な成形性を確保する成形上で必要な要件であると考えられてきた。こうした状況の下で、亜鉛系めっき層を形成した表面処理鋼板をプレス成形して熱間プレス成形品を製造するに際しても、加熱炉から出したすぐのできるだけ高い温度で成形を開始することが必要であると考えられていた。しかしながら、こうした思想の下で熱間プレス成形を行った場合には、プレス成形中に、めっき層の剥離や粒界割れが発生しやすくなり、良好な表面性状の熱間プレス成形品が実現できなかった。
　表面処理鋼板を加熱・保持した後は、所定の温度まで冷却して、めっき層中の液体亜鉛をできるだけ低減した状態としてから成形するのが良い。こうした観点から、プレス成形開始温度は７５０℃以下とすることが必要となる。しかし大型の実部品の冷却であまり時間を掛けすぎると、プレス生産加工工程の生産性が悪化するため、また不均一な冷却によるプレス後の材料特性ばらつきを避けるため、下限を６８０℃以上とする必要がある。これによって、成形中にめっき層が剥離することが防止される。また、従来のように溶融状態にあるめっき層をプレス成形することで生じるようなめっき層剥離や粒界割れを解消できることになる。但し、上記した歪み速度でプレス成形した場合には、鋼板表面に液体亜鉛が多少存在した場合であっても、良好なプレス成形性を確保できることになる。
　また、表面処理鋼板を加熱し、一旦冷却した後、プレス成形を開始することは、成形性を更に高める上でも有効である。なぜなら、加熱後に所定温度まで冷却することによって、過冷オーステナイトのｎ値（加工硬化係数）が増大するためである。一般に、ｎ値が増大すると均一変形に寄与するため、縮みフランジ成形、伸びフランジ成形、張出し成形、曲げ成形の全ての成形モードに対して成形性を向上させることができる。
　上記冷却時の平均冷却速度は、めっき層をできるだけ凝固しやすくするために、２０℃／秒以上の平均冷却速度を確保することが好ましい。より好ましくは、３０℃／秒以上である。但し、この冷却における冷却停止温度（即ち、プレス成形開始温度）が、あまり低くなり過ぎると、良好なプレス成形性が確保できないという点からしても、６８０℃以上とする必要がある。好ましくは、７００℃以上である。
　本発明で用いる表面処理鋼板は、亜鉛めっき鋼板または合金化溶融めっき鋼板であるが、これらの表面処理鋼板の素材となる鋼板（素地鋼板）の鋼種については高強度鋼板としての通常の化学成分組成のものであれば良い（後記実施例の表１参照）。熱間プレス成形では、部品を成形する目的は主として高強度化であり、金型で冷却するプロセスにおいて焼入れを行い、強度を確保するものである。このため一般にはＣに加えてＢやＭｎなど、焼入れ性を向上させる元素が添加された鋼板を用いる。熱延鋼板または熱延鋼板を冷間圧延して得られる冷延鋼板を用いることができる。
　本発明で用いる亜鉛めっき鋼板は、熱延鋼板または冷延鋼板に亜鉛めっき処理することで得られる。亜鉛めっき層の望ましいめっき付着量は片面あたり３０～２００ｇ／ｍ２程度にすることで、十分な耐食性を得ることができる。めっき処理の方法としては溶融めっき、電気めっきがある。めっき処理後に所定の温度（４７０℃～５８０℃）で１分～１０分間保持することで、めっき層と素地鋼板中の鉄とが合金化した合金化亜鉛めっき鋼板（通常、合金化溶融亜鉛めっき鋼板）とし、これを用いることもできる。
　以下、本発明の効果を実施例によって更に具体的に示すが、下記実施例は本発明を限定するものではなく、前・後記の趣旨に徴して設計変更することはいずれも本発明の技術的範囲に含まれるものである。
　下記表１に示した化学成分組成（鋼種Ａ～Ｆ）を有する鋼材をスラブ溶製し、熱間圧延を行なって板厚３．２ｍｍの熱延鋼板とした。これを冷間圧延することによって板厚：０．８ｍｍまたは１．４ｍｍの冷延鋼板を作製した。これらの鋼板に対して亜鉛めっき処理を施し、亜鉛めっき鋼板とした。このとき、バッチ式雰囲気制御焼鈍めっき処理装置にて亜鉛めっき処理を行った。また一部の鋼板については、合金化処理を施し、合金化亜鉛めっき鋼板を作製した。亜鉛めっき処理および合金化処理は、雰囲気制御が可能で加熱冷却機構と亜鉛めっき浴となる坩堝を備え、めっき処理、合金化処理が一貫工程で可能な実験炉を用いた。
　めっき処理条件は、４６０℃のＺｎ浴（Ａｌ：０．１３％含有）に３秒間浸漬した。合金化処理は、５％Ｈ２－Ｎ２（露点－４５℃）の雰囲気で５５０℃×２０秒間保持して行い、その後Ａｒガスの吹き付けにより冷却した。このときの平均冷却速度は１５℃／秒である。
　亜鉛めっき鋼板および合金化亜鉛めっき鋼板のめっき付着量は、断面ＳＥＭ（走査型電子顕微鏡）観察、およびめっき中のＦｅ濃度測定により評価した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
　こうして得られた亜鉛めっき鋼板または合金化溶融亜鉛めっき鋼板から、引張試験片を切り出し、一軸引張型の加工フォーマスタ装置を用いて、ホットスタンプ工程の温度履歴を模擬した上で加工を行い、その塑性変形部（曲げ部）におけるＬＭＥクラック深さを評価する試験を行った。
　試験片の片面の亜鉛めっきを研摩除去し、めっき除去した側の面に設置した熱電対によって温度制御を行った。加熱方式は誘導加熱または通電加熱等が考えられるが、本試験では試験片つかみ部付近を誘導加熱しながら、同時に通電加熱で試験片平行部の加熱を行った。
　温度履歴は、室温から温度Ｔ１（９００℃程度）まで加熱し、所定時間ｔ１分保持した後に加工温度Ｔ２まで冷却し、試験片表面に液体亜鉛が残存する状態のまま、所定の狙いひずみ量まで一定の歪み速度（秒－１）で加工した。加熱および加工中は、大気雰囲気にて行った。冷却プロセスのみＡｒガスの噴き付けによる冷却を行った。尚、試験時に試験片表面に液体亜鉛が残存していたことは、試験後に行った「最大亀裂深さの測定」の断面ＳＥＭ（走査型電子顕微鏡）観察において、めっき層の一部に白色に見える亜鉛層が残存していることから確認した。
　歪み量の実績値は、予め試験片の裏面（めっきを除去した側）に標線を評点間距離２０ｍｍで刻印しておき、評点間距離の伸び率（％）を対数歪み量で測定した。
［最大亀裂深さの測定］
　試験片の裏面にハット型成形した鋼板のＲ部について、Ｒの稜線を垂直二等分する断面（図３参照）で切断し、樹脂埋め研磨試料を作製した。この断面をＳＥＭにて観察した。めっき層よりも下側（地鋼板に亀裂が進展している箇所）において、Ｒ部で進展深さが最大の亀裂の亀裂深さを測定した。各試験条件で、加工開始から歪み速度Ｗと最大亀裂深さの対応を確認した。
　そして素地鋼板表面に進展した亀裂深さが１０μｍ未満であれば、部品の耐衝撃特性に影響が無いことから、亀裂深さが１０μｍ以上のものは、耐ＬＭＥクラック性（耐ＬＭＥ亀裂性）が悪いと判断した。
　これらの結果を、板厚、めっき付着量、合金化処理の有無、プレス成形条件［加熱温度、加熱保持時間、成形前平均冷却速度、成形開始温度）、歪み量（狙い、実績）、歪み速度（狙い、実績）および成形時間］などと共に、下記表２～４に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
　この結果から、次のように考察できる。試験Ｎｏ．１～３、５～７、１０～１２、１４～１６、１９、２２、２４、２６、２８、３０、３２、３３、３５～３７、３９、４０、４２、４３、４５、４６、４８、４９のものは、本発明で規定する要件を満足する実施例であり、ＬＭＥクラックの発生が抑制されており、良好な熱間プレス成形品が得られていることが分かる。なお、これらの実施例についての成形時間は、全て［ｔ／（Ｒ＋ｔ／２）］秒以上の条件を満足している。
　これに対し、試験Ｎｏ．４、８、９、１３、１７、１８、２０、２１、２３、２５、２７、２９、３１、３４、３８、４１、４４、４７のものは、本発明で規定する要件を外れる条件、即ち歪み速度が大きい条件でプレス成形したため、最大亀裂深さが大きくなっている。
　本発明を詳細にまた特定の実施態様を参照して説明したが、本発明の精神と範囲を逸脱することなく様々な変更や修正を加えることができることは当業者にとって明らかである。
　本出願は、２０１３年３月２６日出願の日本特許出願（特願２０１３－０６５２３３）に基づくものであり、その内容はここに参照として取り込まれる。
　本発明は、サイドメンバやサイドシル、クロスメンバ、ピラー下部等の自動車部品の構造部材を、亜鉛めっき鋼板または合金化溶融亜鉛めっき鋼板をプレス成形して製造する方法として有用である。
１　パンチ
２　ダイ
３　ブランクホルダー
４　鋼板（ブランク）

Claims (4)

  1. 　亜鉛めっき鋼板または合金化溶融亜鉛めっき鋼板を、熱間プレス成形法によって成形してプレス成形品を製造する方法であって、前記鋼板を加熱・保持した後、鋼板表面に液体亜鉛が存在する状態のまま６８０℃以上、７５０℃以下の温度で成形を開始し、前記鋼板における塑性変形部での歪み速度を０．５秒－１以下として成形を行うことを特徴とするプレス成形品の製造方法。
  2. 　前記鋼板の加熱・保持は、８８０℃以上、９２０℃以下の温度で１０秒～４分間で行う請求項１に記載の製造方法。
  3. 　前記鋼板の板厚をｔ（ｍｍ）、塑性変形部の曲げ半径（内径）をＲ（ｍｍ）としたとき、塑性変形部の成形を［ｔ／（Ｒ＋ｔ／２）］秒以上で行う請求項１または２に記載の製造方法。
  4. 　請求項１～３のいずれかに記載の方法によって得られたプレス成形品。
     
PCT/JP2014/057204 2013-03-26 2014-03-17 プレス成形品およびその製造方法 WO2014156790A1 (ja)

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