WO2021172379A1 - 重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法及び重ね合わせホットスタンプ成形体 - Google Patents

重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法及び重ね合わせホットスタンプ成形体 Download PDF

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宗士 藤田
優貴 鈴木
布田　雅裕
秀昭 入川
真木　純
伸麻 吉川
野村　成彦
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日本製鉄株式会社
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Definitions

  • the present invention relates to a method for producing a superposed hot stamped molded product and a superposed hot stamped molded product.
  • a method that has recently attracted attention as opposed to the above-mentioned method of molding near room temperature is also called hot stamping (hot press, hot press, die quench, press quench, etc.).
  • hot stamping hot press, hot press, die quench, press quench, etc.
  • the heated steel sheet is conveyed to a press machine by, for example, a robot, and the heated steel sheet is heated.
  • Ms point or less for example, 400 ° C or less
  • various press-molded products used for parts that make up the body of an automobile have various performances and characteristics from various viewpoints such as static strength, dynamic strength, collision safety, and weight reduction. Improvement is required.
  • automobile parts such as A-pillar reinforcement, B-pillar reinforcement, bumper reinforcement, tunnel reinforcement, side sill reinforcement, roof reinforcement or floor cross member, only a specific part in each automobile part is specified. It is required to have collision resistance characteristics more than general parts excluding parts.
  • a plurality of steel plates are laminated and joined (for example, spot welded) only to a portion corresponding to a specific part of an automobile part that needs to be reinforced, and then the obtained steel plates are hot stamped and laminated hot stamped.
  • the method of manufacturing the body has been actually adopted since around 2007. This method is also called patchwork. According to this method, it is possible to strengthen by superimposing steel plates only on specific parts of the hot stamped body while reducing the number of press dies, and because the part thickness does not increase unnecessarily. It can also contribute to weight reduction.
  • a blank produced by superimposing and welding in this way is called a superimposing blank (also referred to as a patchwork blank).
  • FIG. 1 shows a schematic diagram of the process of manufacturing a superposed hot stamped molded product. Details will be described later, but in FIG. 1, reference numeral 4 represents a superposed blank, and reference numeral 12 represents a superposed hot stamped molded product.
  • the non-overlapping portion (hereinafter, also referred to as “single portion”) can be shot blasted, the oxidation scale can be removed and the deterioration of corrosion resistance can be suppressed.
  • the oxide scale formed between the steel plates of the overlapped portion (hereinafter, also referred to as “overlapped portion”) is difficult to remove by the shot blasting treatment, and has a problem that the corrosion resistance is particularly liable to decrease. ..
  • the steel sheet to be superposed is a plated steel sheet, the need to perform shot blasting on the superposed hot press member after hot press forming is eliminated.
  • the plated steel sheet used for hot pressing generally include a Zn-based plated steel sheet and an Al-based plated steel sheet.
  • Zn-based plating becomes Zn-Fe-based plating due to the alloying reaction in which Fe diffuses during plating
  • Al-based plating becomes Al-Fe-based plating.
  • a schematic diagram of the plated steel sheet is shown in FIG.
  • reference numeral 13 represents a plated steel sheet
  • reference numeral 15 represents a base material of the steel sheet
  • reference numeral 14 represents a plated layer.
  • the reference numeral 14 corresponds to the Zn-based plating layer and the Al-based plating layer.
  • a Zn-based plated steel sheet that is, a plated steel sheet containing 50% by mass or more of Zn (Zn plating, or Zn—Fe alloy, Zn—Ni alloy, Zn—) (Alloy plating such as Fe—Al alloy)
  • Zn plating or Zn—Fe alloy, Zn—Ni alloy, Zn—
  • Alloy plating such as Fe—Al alloy
  • Bending molding is a means for ensuring collision resistance in terms of shape. Bending molding on the lap portion is an extremely important method of using the lap-molded body.
  • Zn-Fe alloying is performed during hot stamp heating.
  • examples include measures to promote the reaction to raise the melting point of the plating and measures to lower the molding temperature during bending molding of hot stamping and wait for zinc to solidify.
  • the following three problems can be mentioned as peculiar problems when a galvanized steel sheet is used as a material for the laminated blank.
  • the plate thickness of the overlapped portion is thicker than that of the single plate portion, both the heating rate and the cooling rate are slow, and there is a problem that it is difficult to proceed with the Zn—Fe alloying reaction during hot stamp heating. be.
  • Al-based plated steel sheets as disclosed in Patent Documents 3 and 4 that is, plated steel sheets containing 50% by mass or more of Al (Al plating, or Al—Si alloy, Al—Fe alloy, Al—Fe). -In alloy plating such as Si alloy)), the generation of oxide scale is suppressed as in Zn, and the problem that shot blasting is required is solved.
  • the Al-based plated steel sheet does not cause the problem of liquid metal embrittlement (LME) and has a high boiling point of 2470 ° C., so that it is suitable for use as a material for a laminated blank.
  • LME liquid metal embrittlement
  • the warp of the steel sheet during the temperature rise causes problems related to heat productivity as described below.
  • a heating furnace used for hot stamping a steel plate is placed on a roll that is continuous in the horizontal direction, which is called a roller hearth furnace (also called a linear furnace), and the steel plate moves between the rolls by rotating the roll.
  • a roller hearth furnace also called a linear furnace
  • the steel plate moves between the rolls by rotating the roll.
  • the steel sheet is placed in a heating furnace called a multi-stage furnace (also called a pizza furnace), which has multiple heating locations in the horizontal and vertical directions, without moving the steel sheet.
  • a multi-stage furnace also called a pizza furnace
  • the occurrence of warpage changes the direction of travel of the steel sheet due to the rotation of the roll, hindering the movement of the steel sheet in the furnace, or the steel sheet between the rolls. May fall.
  • the occurrence of warpage may shift the position of the steel sheet before and after heating, and the heating space may be narrow, so the steel plate may come into contact with the furnace wall due to the warp and damage the equipment. There is.
  • heating at a heating rate of 4 to 12 ° C./s as disclosed in Patent Document 4 has a relatively high heating rate, so that the difference in heating rate between the single-sheet portion and the overlapping portion is increased. .. As a result, there is a problem that the steel sheet is further warped. Such a difference in heating rate between the single portion and the overlapping portion hinders uniformity even when the heating temperature is high, and warpage occurs even more remarkably.
  • the aluminum-based plated steel sheet is suitable for use as a material for a laminated blank for hot stamping because it suppresses the oxidation scale of the base iron and does not cause the problem of liquid metal embrittlement.
  • the following points are sought. That is, to solve the problem of warpage of the steel sheet caused by the difference in the heating rate between the stacked portion and the single portion, and to improve the productivity at the time of hot stamp heating with respect to the manufacturing method of the laminated hot stamped molded product. Is sought after.
  • an object of the present invention is to determine the rate of temperature rise between the overlapped portion and the single-sheet portion when an aluminum-based plated steel sheet is used as a material.
  • a method for manufacturing a superposed hot stamped molded product, and a superposed hot stamped molded product which can solve the problem of warpage of steel sheets due to the difference and further improve the productivity at the time of hot stamp heating. To do.
  • the present inventors have conducted intensive studies to solve the above problems, and suppress the difference in linear expansion between the overlapped portion (that is, the overlapped portion) and the non-overlapping portion (that is, the single portion). I found that it was important.
  • the heating gradually progresses from the single sheet portion toward the overlapping portion, and even in the single sheet portion, gradually progresses from the end in the blank surface toward the center. Therefore, it was found that by slowly heating the overlapping portion within the range of an average heating rate of 1.0 to 4.0 ° C./s, it is possible to suppress the temperature unevenness of the overlapping portion in the blank and improve the warp. rice field.
  • the present inventors have a first steel plate having a plate thickness of t1 (mm) having an area S1 (cm 2 ) and a second steel plate having a plate thickness of t2 (mm) having an area smaller than that of the first steel plate. It was also found that warpage can be suppressed by increasing the rigidity of the overlapped portion. That is, when the area of the portion of the second steel plate that is overlapped with the first steel plate is S2 (cm 2 ), the total plate thickness (t1 + t2) is 2.5 mm or more and 5.0 mm or less. It was also found that the warpage during the temperature rise can be improved by satisfying the specific conditions for the areas S1 and S2 and the plate thickness t1.
  • the plate temperature of the stacked part and the single piece part is made uniform by the furnace temperature and the warp is settled.
  • the present inventors have point A (4 minutes, 930 ° C.), point B (10 minutes, 930 ° C.), and point C (20 minutes) in the coordinate plane defined by (heating time, temperature in the preheated furnace).
  • point A 4 minutes, 930 ° C.
  • point B 10 minutes, 930 ° C.
  • point C (20 minutes) in the coordinate plane defined by (heating time, temperature in the preheated furnace).
  • the present inventors examined the second steel plate in the first steel plate and the second steel plate in the superposed portion of the second steel plate. It was found that red rust generated in the plating layer on the surface not in contact with the steel sheet is suppressed. It is presumed that this is because the tensile stress formed in the Al—Fe-based plating layer is reduced by improving the warpage, and cracks during plating are suppressed.
  • the gist of the present invention completed based on the above findings is as follows.
  • a superposed blank formed by superimposing and joining a first steel plate having an area S1 (cm 2 ) and at least one second steel plate having an area smaller than that of the first steel plate.
  • the first steel sheet and the second steel sheet are Al-based plated steel sheets having an Al-based plating layer on the base material, and the first steel sheet and the second steel sheet are Al-based plated steel sheets.
  • the thickness of the first steel sheet is t1 (). mm)
  • the thickness of the second steel plate is t2 (mm)
  • the plate temperature of the portion having the total plate thickness (t1 + t2) in which the first steel plate and the second steel plate are overlapped is 20 ° C to 800 ° C.
  • the average heating rate between 20 ° C. and 800 ° C. is V (° C./s), and the average heating rate between 20 ° C. and 800 ° C.
  • the total plate thickness (t1 + t2) of the overlapped portion is 2.5 mm or more and 5.0 mm or less
  • the maximum length L of the overlapped portion of the second steel plate is It is 100 mm or more and 1100 mm or less
  • the average heating rates V and v1 satisfy the relational expressions of the following formulas (1) and (2)
  • the area of the second steel plate is overlapped with the first steel plate.
  • the area of the portion is S2 (cm 2 )
  • the areas S1, S2 and the plate thickness t1 satisfy the relational expression of the following formula (3), and the coordinates defined by the heating time and the heating temperature.
  • a method for producing a superposed hot stamped product which heats the superposed blank at a heating temperature and a heating time.
  • the base material of the first steel plate and the second steel plate is C: 0.10% or more and 0.50% or less, Si: 0.01% or more and 2.00% or less in mass%.
  • Mn 0.30% or more and 5.00% or less
  • P 0.100% or less
  • S 0.1000% or less
  • N 0.0100% or less
  • Al 0.500% or less
  • B 0.0002
  • the base material of the first steel plate and the second steel plate is replaced with a part of the remaining Fe, and further, in terms of mass%, W: 0% or more and 3.0% or less, Cr: 0.
  • the C content C1 (mass%) of the base material of the first steel plate and the C content C2 (mass%) of the base material of the second steel plate are of the following formula (4).
  • [6] A laminated hot stamped body in which a first steel plate having an area S1 (cm 2 ) and at least one second steel plate having an area smaller than that of the first steel plate are laminated.
  • the surface of the first steel sheet and the second steel sheet is provided with an Al—Fe-based plating layer, and the Al—Fe-based plating layer is composed of an Al and Fe compound layer and an Al solid-melt Fe layer.
  • the total plate thickness (t1 + t2) of the portion where the first steel plate and the second steel plate are overlapped with each other. ) Is 2.5 mm or more and 5.0 mm or less, and the maximum length L of the overlapped portion of the second steel plate is 100 mm or more and 1100 mm or less.
  • the area of the portion overlapped with one steel plate is S2 (cm 2 )
  • the areas S1, S2, and the plate thickness t1 satisfy the relational expression of the following formula (3), and the first steel plate and the steel plate.
  • the base material of the first steel plate and the second steel plate is C: 0.10% or more and 0.50% or less, Si: 0.01% or more and 2.00% or less, Mn in mass%. : 0.30% or more and 5.00% or less, P: 0.100% or less, S: 0.1000% or less, N: 0.0100% or less, Al: 0.500% or less, B: 0.0002%
  • the superposed hot stamp molded product according to [6] or [7], which contains 0.0100% or more and the balance is Fe and impurities.
  • the base material of the first steel plate and the second steel plate is replaced with a part of the remaining Fe, and further, in terms of mass%, W: 0% or more and 3.0% or less, Cr: 0%. 2.0% or less, Mo: 0% or more and 3.0% or less, V: 0% or more and 2.0% or less, Ti: 0% or more and 0.5% or less, Nb: 0% or more and 1.0% or less , Ni: 0% or more and 5.0% or less, Cu: 0% or more and 3.0% or less, Co: 0% or more and 3.0% or less, Sn: 0% or more and 0.10% or less, Sb: 0% or more 0.10% or less, Mg: 0% or more and 0.0050% or less, Ca: 0% or more and 0.0050% or less, O: 0% or more and 0.0070%, REM: 0% or more and 0.0070% or less.
  • W 0% or more and 3.0% or less
  • Cr 0%. 2.0% or less
  • Mo 0% or more and
  • the C content C1 (mass%) of the base material of the first steel plate and the C content C2 (mass%) of the base material of the second steel plate are of the following formula (4).
  • FIG. 1 shows the outline of the process of manufacturing the superposed hot stamping compact. It is a figure which shows the cross section of the steel sheet coated with the Al-based plating layer. It is an example of the figure which shows typically the case where the warp occurred during the temperature rise in the heating process of a blank, and the side photograph which actually took the warp during the temperature rise. It is a figure which shows typically about the maximum length L of the overlapped portion of the 1st steel plate and the 2nd steel plate. The figure schematically shows an example in which the warp was suppressed when the difference in the temperature rise rate between the single piece portion and the overlapped portion at 20 to 800 ° C. was 2 ° C./s during the temperature rise in the step of heating the blank. be.
  • the figure schematically shows an example in which warpage occurred when the difference in the heating rate between the single sheet portion and the overlapping portion at 20 to 800 ° C. was 4 ° C./s during the temperature rise in the step of heating the blank. be.
  • the step of heating the superposed hot stamped body in the coordinate plane defined by (heating time, temperature in the preheated furnace), point A (4 minutes, 930 ° C.), point B (10 minutes, 930 ° C.) ), Point C (20 minutes, 870 ° C.) and point D (8 minutes, 870 ° C.).
  • point A (4 minutes, 930 ° C.
  • point B (10 minutes, 930 ° C.)
  • Point C (20 minutes, 870 ° C.)
  • point D (8 minutes, 870 ° C.
  • FIG. 1 is a diagram schematically showing a method for manufacturing a superposed hot stamped molded product using a superposed blank for hot stamping, and an example of the superposed hot stamped molded product.
  • FIGS. 1 and 2 description will be made with reference to FIGS. 1 and 2.
  • the method for manufacturing a superposed hot stamped body is used as a method for manufacturing a superposed hot stamped body using a superposed blank for hot stamping as a material.
  • the hot stamping overlay blank 4 joins the first steel plate 1 (reference numeral 1 in FIG. 1) and the second steel plate 2 (reference numeral 2 in FIG. 1) having a smaller area than the first steel plate (FIG. 1). It is configured by the reference numeral 3).
  • the hot stamping overlapping blank 4 reference numeral 4 in FIG. 1
  • the portion where the second steel plate 2 is overlapped is called the overlapping portion 4a
  • the portion where the second steel plate 2 is not overlapped is called the one-sheet portion 4b. Called.
  • FIG. 1 The outline of the manufacturing method of the superposed blank 4 for hot stamping according to the embodiment of the present invention, which will be described in detail below, is as shown in FIG. 1, and the outline of the configuration is as shown in FIG. Is.
  • the second steel plate 2 does not have a portion protruding from the first steel plate 1, as schematically shown in FIG. It is preferable that the steel sheet 1 is arranged inside the first steel sheet 1. However, there may be a portion where the second steel plate 2 protrudes from the first steel plate 1.
  • an Al-based plating layer (in FIG. 2) is provided on both surfaces of the surface 1a on the side in contact with the second steel plate 2 and the surface 1b on the side not in contact with the second steel plate 2.
  • Reference numeral 14 is covered.
  • both the surface 2a on the side in contact with the first steel plate 1 and the surface 2b on the side not in contact with the first steel plate 1 are coated with Al-based plating.
  • the superposed blank 4 for hot stamping is heated to 3 or more points of Ac in the heating furnace 5, so that the base material portion of the steel sheet is austenite. Immediately after the heated steel sheet is taken out of the furnace, it is conveyed, press-formed by the mold 6 and rapidly cooled, so that the steel sheet undergoes martensitic transformation. As a result, the superposed blank 4 for hot stamping becomes a superposed hot stamp molded body 12 having excellent collision resistance.
  • FIG. 1 illustrates a molded product using a hat-shaped mold as an example of the superposed hot stamp molded product 12.
  • the names of the parts of the hot stamp molded body 12 are the crown portion 7, the bent portion 8 of the crown portion, the vertical wall portion 10, the flange portion 11, and the bent portion 9 of the flange portion.
  • the second steel plate 2 is arranged on the outside of the crown 7 side in FIG. 1, the second steel plate 2 may be arranged on the inside of the crown 7.
  • the hot stamping overlay blank (hereinafter, may be simply referred to as “blank”) 4 according to the present embodiment has an area S1 similar to the hot stamping overlay blank 4 shown in FIGS. 1 and 2 above. It has a first steel plate 1 having (cm 2 ) and a second steel plate 2 joined to the first steel plate 1 and having a smaller area than the first steel plate 1. Further, both surfaces of the first steel plate 1 and the second steel plate 2 are coated with Al-based plating. That is, the first steel sheet 1 and the second steel sheet 2 according to the present embodiment are Al-based plated steel sheets having an Al-based plating layer on the surfaces of both the base steel sheets.
  • the area S1 of the first steel plate 1 is the area of the steel plate plane (area per one side) substantially orthogonal to the plate thickness direction of the first steel plate 1.
  • the chemical composition of the base material in each of the first steel plate 1 and the second steel plate 2 is not particularly limited. However, for the purpose of obtaining, for example, a tensile strength of 1000 MPa or more (a Vickers hardness of about 300 HV or more when a load is 9.81 N), it is preferable to use a base material having the following chemical components. Further, within the range of the following chemical components, the chemical composition of the base material of the first steel plate 1 and the chemical composition of the base material of the second steel plate 2 may be the same or different. May be good.
  • the chemical components of the base materials of the first steel plate 1 and the second steel plate 2 according to the present embodiment are, in mass%, C: 0.10% or more and 0.50% or less, Si: 0.01% or more. 2.00% or less, Mn: 0.30% or more and 5.00% or less, P: 0.100% or less, S: 0.1000% or less, N: 0.0100% or less, Al: 0.500% or less , B: Contains 0.0002% or more and 0.0100% or less, and is composed of the balance Fe and impurities.
  • the chemical components of the base materials of the first steel plate 1 and the second steel plate 2 according to the present embodiment are replaced with a part of the remaining Fe, and Ti is further improved in order to improve the collision resistance characteristics of the steel plate.
  • Nb 0% or more and 1.0% or less
  • Cr 0% or more and 2.0% or less
  • W Mo: 0% or more and 3.0% or less
  • V 0% or more 2.0% or less
  • Ni 0% or more and 5.0% or less
  • Sn, Sb 0% or more and 0.10% or less
  • Mg, Ca 0% or more It is preferable to have a chemical component containing one or more of 0.0050% or less, O, REM: 0% or more and 0.0070% or less.
  • the steel sheet used for automobile parts a steel sheet having a high C content and a high tensile strength is used in order to enhance collision safety. Therefore, as for the steel sheets used for the superposed hot stamping body, it is customary to use both the first steel sheet and the second steel sheet having a high C content.
  • C1 and C2 are 0. It is preferable to satisfy the relational expression of .03 ⁇ (C2-C1) ⁇ 0.30. As the C content increases, the deformation resistance of the steel sheet at high temperatures increases.
  • the second steel sheet having a uniform temperature has a high C content
  • the first steel sheet having a non-uniform temperature between the single sheet portion and the overlapping portion has a low C content. Is preferable.
  • the difference between C2 and C1 (C2-C1) is preferably 0.04% by mass or more, and even more preferably 0.05% by mass or more.
  • the difference between C2 and C1 (C2-C1) is more preferably 0.28% by mass or less, and even more preferably 0.25% by mass or less.
  • the method for producing an Al-plated steel plate using the base material having the above chemical composition is not particularly limited, and for example, after undergoing a conventional ironmaking process and a steelmaking process, hot rolling, pickling, and the like are performed. Those manufactured in the process of cold rolling and Zendimia type hot-dip Al plating can be used.
  • the front and back surfaces of the first steel plate 1 and the second steel plate 2 are each coated with an Al-based plating layer.
  • the characteristics required for the Al-based plating layer include suppressing the generation of Fe scale during hot stamp heating, and chipping or peeling of the plating due to plating peeling (also called powdering) during hot stamping. Suppressing scratches caused by the plating adhering to other places can be mentioned. Powdering occurs due to compressive stress applied to the plating on the inner surface of the bent portion generated during molding, shear stress applied to the plating due to sliding from the mold during molding, and the like. Therefore, the plating thickness of the Al-based plating layer is preferably 10 ⁇ m or more and 50 ⁇ m or less independently for each of the first steel plate 1 and the second steel plate 2. If the plating thickness is less than 10 ⁇ m, the effect of suppressing the generation of Fe scale may be insufficient.
  • the plating thickness of the Al-based plating layer is more preferably 15 ⁇ m or more.
  • the plating thickness of the Al-based plating layer is more preferably 45 ⁇ m or less.
  • the plating thickness of the Al-based plating layer As a method for specifying the plating thickness of the Al-based plating layer, it can be obtained by observing the plating cross section in a field of view of 100 ⁇ m ⁇ 100 ⁇ m without etching treatment and measuring the plating thickness using an optical microscope. .. More specifically, the plating cross section is observed by the above method at an arbitrary plurality of locations (for example, three locations), and the plating thickness of each observation location is specified. After that, the average value of the obtained plating thickness may be calculated, and the obtained average value may be used as the plating thickness of the Al-based plating layer.
  • a steel sheet is immersed in a hot-dip aluminum plating bath and gas-wiped with nitrogen or the atmosphere to adjust the amount of Al.
  • a system-plated steel sheet (reference numeral 13 in FIG. 2) can be manufactured.
  • the Al-based plating layer and Fe of the base material undergo an alloying reaction during hot-dip plating, so that the Al-based plating layer (reference numeral 14 in FIG. 2) and the base material (reference numeral 15 in FIG. 2) are inevitably formed.
  • An Al—Fe-based interfacial alloy layer of about several ⁇ m is formed at the interface between the two. The thickness of the formed interfacial alloy layer can be controlled by adjusting the immersion time in the molten aluminum plating bath, and can be increased by increasing the immersion time.
  • the chemical composition of the hot-dip aluminum plating bath for forming the Al-based plating layer is not particularly limited.
  • the Al content in the molten aluminum plating bath is preferably 80% by mass or more.
  • the Si content of the molten aluminum plating bath is preferably 2% by mass or more because the thickness of the interfacial alloy layer can be easily controlled. If the Si content is less than 2% by mass, the interfacial alloy layer may become too thick and the moldability may decrease.
  • the Si content of the molten aluminum plating bath is more than 15% by mass, the alloying rate of the Al-based plating layer during hot stamp heating may be slowed down, and the productivity of hot stamping may decrease. be.
  • the Si content of the molten aluminum plating bath is preferably 15% by mass or less.
  • the interfacial alloy layer is composed of an Al—Fe-based binary alloy layer when Si is not contained in the molten aluminum plating bath, and when Si is contained, in addition to the above binary system, It is composed of an Al—Fe—Si based ternary alloy layer. Further, various impurities may be present in the molten aluminum plating bath as described above.
  • the hot-dip aluminum plating bath may inevitably contain 1% by mass or more and 5% by mass or less of Fe as an elution component from the steel sheet.
  • Other unavoidable impurities include elements such as Cr, Mn, V, Ti, Sn, Ni, Cu, W, Bi, Mg, and Ca caused by the elution component of the hot-dip plating equipment and the impurities of the ingot of the hot-dip aluminum plating bath. These elements may be contained in less than 1% by mass.
  • ⁇ phase (FeAl 3 ), ⁇ phase (Fe 2 Al 5 ), ⁇ phase (FeAl 2 ), Fe 3 Al, FeAl, and Al which are binary alloys of Al and Fe, are solid-dissolved. It is composed of a combination of phases such as the BCC phase of Fe.
  • the chemical composition of the interfacial alloy layer when Si is contained is, for example, ⁇ 1 phase (Al 2 Fe 3 Si 3 ), ⁇ 2 phase (Al 3 FeSi), ⁇ 3 phase (Al 2 FeSi), ⁇ 4 phase (Al 3 FeSi).
  • the above phases may not have a stoichiometric composition (that is, the element ratio may not be an integer).
  • the total plate thickness (t1 + t2) obtained by superimposing the first steel plate 1 having a plate thickness t1 (mm) and the second steel plate 2 having a plate thickness t2 (mm) is 2.5 mm. It is 5.0 mm or more and 5.0 mm or less.
  • the thickness (t1 + t2) is 2.5 mm or more and 5.0 mm or less.
  • the total plate thickness (t1 + t2) is preferably 2.8 mm or more, and more preferably 3.0 mm or more.
  • the total plate thickness (t1 + t2) is preferably 4.8 mm or less, more preferably 4.5 mm or less.
  • each of the plate thickness t1 of the first steel plate 1 and the plate thickness t2 of the second steel plate 2 is preferably in the range of, for example, about 1.0 mm to 4.0 mm.
  • the plate thickness t1 of the first steel plate 1 and the plate thickness t2 of the second steel plate 2 can be measured using a micrometer, and can be measured by observing the cross section using an optical microscope. Is also possible. Further, the above-mentioned plate thicknesses t1 and t2 are plate thicknesses including the thickness of the Al-based plating layer provided on both sides in addition to the plate thickness of the base material.
  • the maximum length L of the overlapped portion (overlapped portion) of the first steel plate 1 and the second steel plate 2 is 100 mm or more and 1100 mm or less. The reason why the maximum length L of the overlapped portion is within the above range will be described again below.
  • the maximum length L of the overlapped portion (overlapped portion) of the first steel plate 1 and the second steel plate 2 can be measured using a known measuring instrument such as a caliper or a tape measure. Further, the maximum length L of the overlapped portion (overlapped portion) is the diameter of the minimum circumscribed circle including the overlapped portion of the first steel plate 1 and the second steel plate 2. According to this definition, for example, when the overlapped portion as shown in FIG. 5A is a quadrangle, the diagonal lengths of the four corners are the maximum length L. Further, in the case shown in FIG. 5B, the maximum length L is the diameter of the smallest circumscribed circle as shown.
  • the maximum length L of the overlapping portion is short, ⁇ L becomes small and warpage is suppressed.
  • the maximum length L of the overlapped portion is less than 100 mm, the temperature difference is different from the end portion where the temperature rise is fast to the central portion where the temperature rise is slow in the blank of the non-overlapping portion. As it occurs, it warps. From this point of view, the maximum length L of the overlapped portion is set to 100 mm or more. This makes it possible to prevent the occurrence of warpage when the blank is heated.
  • the maximum length L of the overlapped portion is preferably 200 mm or more, and more preferably 400 mm or more.
  • the maximum length L of the overlapped portion exceeds 1100 mm, the warp becomes large and the productivity at the time of hot stamp heating decreases. From this point of view, the maximum length L of the overlapped portion is set to 1100 mm or less. As a result, it is possible to prevent the occurrence of warpage during heating while ensuring productivity.
  • the maximum length L of the overlapped portion is preferably 1050 mm or less, and more preferably 1000 mm or less.
  • the area S1 of the first steel plate and the area S2 of the second steel plate ⁇ Relationship between the area S1 of the first steel plate and the area S2 of the second steel plate>
  • the warp of the blank during heating is suppressed by the weight of the portion (single piece) of the first steel plate 1 in which the first steel plate 1 and the second steel plate 2 are not overlapped. Therefore, in the present embodiment, the area of the portion of the area of the second steel plate 2 that is overlapped with the first steel plate 1 is S2 (cm 2 ), and the area S1 of the first steel plate and the area S2 are defined as the area S2.
  • the value obtained by multiplying the difference by the thickness t1 of the first steel plate 1 ⁇ (S1-S2) ⁇ (t1 / 10) ⁇ (unit: cm 3 ) is used as an index corresponding to the own weight of the single sheet. ..
  • the reason why the plate thickness t1 (mm) is divided by 10 is to convert the unit of the plate thickness t1 from mm to cm.
  • the area S2 when there is no portion of the second steel plate 2 protruding from the first steel plate 1, the area of the second steel plate 2 becomes the area S2.
  • the present inventors can suppress warpage during heating by setting the value of the index ⁇ (S1-S2) ⁇ (t1 / 10) ⁇ to 400 or more and 950 or less. It became clear that there was.
  • important weight reduction is required for the steel sheet for automobiles.
  • the value of the index ⁇ (S1-S2) ⁇ (t1 / 10) ⁇ exceeds 950, or the first
  • the value of the index ⁇ (S1-S2) ⁇ (t1 / 10) ⁇ may be less than 400.
  • the present inventors have clarified that warpage during heating can be suppressed by setting the value of the index ⁇ (S1-S2) ⁇ (t1 / 10) ⁇ to 400 or more and 950 or less.
  • the value of the index ⁇ (S1-S2) ⁇ (t1 / 10) ⁇ is less than 400, the effect of suppressing warpage is poor.
  • the value of the index ⁇ (S1-S2) ⁇ (t1 / 10) ⁇ is 400 or more, it is possible to suppress the warp that may occur during heating.
  • the value of the index ⁇ (S1-S2) ⁇ (t1 / 10) ⁇ is preferably 420, more preferably 440.
  • the value of the index ⁇ (S1-S2) ⁇ (t1 / 10) ⁇ is more than 950, the size of the entire blank becomes large and the height of the warp becomes large.
  • the value of the index ⁇ (S1-S2) ⁇ (t1 / 10) ⁇ is 950 or less, it is possible to reduce the height of the warp that can occur during heating.
  • the value of the index ⁇ (S1-S2) ⁇ (t1 / 10) ⁇ is preferably 930 or less, and more preferably 900 or less.
  • Spot welding, seam welding, brazing welding, laser welding, plasma welding, arc welding, etc. can be selected as the type of joining. Spots that can be directly joined by applying pressure between steel plates while contacting the inside of the overlapped parts at multiple points in terms of efficiently and efficiently contacting the overlapped parts of a wide area. Welding is preferred.
  • the spot density of spot welding is preferably 1 point / 200 cm 2 or more.
  • the spot density of spot welding is more preferably 1 point / 40 cm 2 or more.
  • the upper limit of the spot welding spot density is not particularly set, but if the density is too high, the welding current will be divided and welding will be difficult. Therefore, it is preferably 1 point / 1 cm 2 or less.
  • the spot welding spot density (point / cm 2 ) is such that the number of spot welding spots in the second steel plate 2 treated with a blank is superimposed on the first steel plate 1 of the second steel plate 2. Obtained by dividing by the area of the part.
  • the average heating rate V (° C./s) from a plate temperature of 20 to 800 ° C. in a portion having a total plate thickness (t1 + t2) (mm) in which the first steel plate 1 and the second steel plate 2 are superposed.
  • the average heating rate v1 (° C./s) at a plate temperature of 20 to 800 ° C. in the portion of the first steel plate 1 where the second steel plate 2 is not overlapped are the following equations (1) and Satisfy the relational expression of equation (2). The reason will be explained below.
  • the warp caused by the difference in the heating rate between the overlapping portion having a slow heating rate and the single sheet portion having a high heating rate is the temperature between the overlapping portion and the non-overlapping portion according to the above formula (A).
  • the warp is reduced by suppressing the difference in the average heating rate (v1-V). More specifically, by setting the difference in average heating rate (v1-V) to 3.0 ° C./s or less, warpage is suppressed, for example, as schematically shown in FIG. 5, and hot stamp heating is performed. Productivity loss is improved.
  • the difference in average heating rate (v1-V) is preferably 2.8 ° C./s or less, and more preferably 2.6 ° C./s or less.
  • the lower limit of the difference in average heating rate (v1-V) is not particularly defined, industrially, the lower limit of the difference in average heating rate (v1-V) is 0.5 ° C./s or more.
  • the superposed blank is gradually heated from the end portion in the blank surface where the heating rate is high toward the central portion where the heating rate is slow. Therefore, by gradually heating the overlapped portion in the range of 1.0 ° C./s or more and 4.0 ° C./s or less, the temperature difference between the single portion and the overlapped portion is suppressed. However, the warp can be improved.
  • the upper limit of the average heating rate V of the overlapped portion is preferably 3.8 ° C./s or less, and more preferably 3.6 ° C./s or less.
  • the average heating rate V of the overlapping portion is less than 1.0 ° C./s, the heating rate during heating is excessively slow, and the heating productivity is lowered.
  • the lower limit of the average heating rate V of the overlapped portion is preferably 1.2 ° C./s or more, and more preferably 1.4 ° C./s or more.
  • the average heating rate V [° C./sec] of the above-mentioned overlapping portion and the average heating rate v1 [° C./sec] of one sheet portion are obtained by spot-welding a K-type thermocouple to a steel plate and connecting them to a heating temperature of 20.
  • the overlay blank (reference numeral 4 in FIG. 1) has a point A (4 minutes, 930 ° C.) and a point B in the coordinate plane defined by (heating time, heating temperature). It is heated at the heating temperature and heating time located in the figure ABCD determined by (10 minutes, 930 ° C.), point C (20 minutes, 870 ° C.), and point D (8 minutes, 870 ° C.).
  • the heating temperature referred to here means the temperature inside the furnace of the preheated heating furnace, and the superposed blank carried into the furnace is heated to the temperature of the preheated furnace.
  • the heating time referred to here means the time from when the superposed blank is carried into the furnace to when it is carried out.
  • the warp is improved when the heated superimposing blank is carried out from the heating furnace.
  • the difference in the heating rate between the overlapping part where the temperature rise is slow and the single part where the temperature rises fast is that the temperature inside the blank becomes one with the overlapping part when it is heated in the furnace for a certain period of time or longer. It must be uniformed with the part. Therefore, by heating the superposed blank at the heating temperature and heating time located in the figure ABCD shown in FIG. 7, it is possible to improve the warp when the heated superimposing blank is carried out from the heating furnace.
  • the heating time at the heating temperature of 930 ° C. is less than 4 minutes, the temperature difference between the overlapping portion having a slow heating rate and the single sheet having a high heating rate is not sufficiently uniformed, and the warp is sufficiently restored. Without this, it is not possible to stably grasp the heated laminated blank during transportation.
  • the heating time is preferably 4.5 minutes or more, more preferably 5 minutes or more.
  • the heating time at the heating temperature of 870 ° C. is less than 8 minutes, the warp does not sufficiently return as described above, and the heated laminated blank cannot be stably grasped during transportation.
  • the heating time is preferably 8.5 minutes or more, more preferably 9 minutes or more.
  • the heating time at the heating temperature of 930 ° C. exceeds 10 minutes, the productivity of heating is lowered, and Fe diffusion into the plating is excessively promoted, so that the corrosion resistance of the hot stamped molded product is lowered.
  • the corrosion resistance of one sheet having a high heating rate is lowered. Therefore, the heating time at the heating temperature of 930 ° C. is preferably 9.5 minutes or less, and more preferably 9 minutes or less.
  • the heating time at 870 ° C. exceeds 20 minutes, the corrosion resistance of one sheet having a high heating rate is lowered. Therefore, the heating time at 870 ° C. is preferably 18 minutes or less, more preferably 16 minutes or less.
  • the upper limit of the heating temperature is preferably 920 ° C, more preferably 910 ° C.
  • the ⁇ conversion (austenitization) of the base material of the superposed blank becomes insufficient, the hardness after quenching of the mold decreases, and the heating rate becomes slow. Productivity is reduced.
  • the lower limit of the heating temperature is preferably 875 ° C, more preferably 880 ° C.
  • the superposed blank is heated at a heating temperature and a heating time located within the range of the graphic ABCD shown in FIG. 7. Therefore, for example, it is located at the point E (6 minutes, 900 ° C.) located between the line segments AD, the point F (15 minutes, 900 ° C.) located between the line segments BC, and the EF between the line segments. Points G (10 minutes, 900 minutes) and the like are also within the scope of the present invention.
  • a roller hearth furnace or a multi-stage furnace can be used as the heating furnace used in the above heating method.
  • the heat source include heating by an electric furnace, a gas furnace, a far-infrared furnace, a near-infrared furnace, etc., energization heating, high-frequency heating, induction heating, and the like.
  • the heated stacking blank is taken out of the heating furnace and transported to the pressing device. If the heated laminated blank is cooled to 650 ° C. or lower before quenching the mold, the martensitic transformation becomes insufficient. Therefore, it is preferable that the time from the heating furnace to the transfer to the press device is 20 seconds or less.
  • a hot stamped molded product can be obtained by pressing a heated laminated blank with a mold.
  • the martensitic transformation proceeds by quenching the heated overlapping blank with the die.
  • the quenching speed in the mold is preferably 30 ° C./s or higher, more preferably 50 ° C./s or higher for both the overlapping portion and the single-sheet portion.
  • the quenching rate referred to here refers to the average cooling rate from when the heated overlapping blank leaves the heating furnace to when it is cooled to 400 ° C. or lower.
  • the laminated hot stamp molded body 12 according to the present embodiment is joined by being overlapped with the first steel plate having a plate thickness of t1 (mm) on the first steel plate, and has an area larger than that of the first steel plate. It is provided with at least one second steel plate having a small size and a plate thickness of t2 (mm).
  • Both sides of the first steel plate and the second steel plate in the superposed hot stamp molded body 12 are coated with an Al—Fe-based plating layer.
  • the Al—Fe-based plating layer is a layer formed as a result of Fe diffusing into the Al-based plating layer by heating during hot stamping (in other words, an alloy plating layer containing at least Al and Fe).
  • the Al—Fe-based plating layer is a combination of phases such as ⁇ phase (FeAl 3 ), ⁇ phase (Fe 2 Al 5 ), ⁇ phase (FeAl 2 ), Fe 3 Al, and Fe Al, which are compound layers of Al and Fe. It is composed.
  • the Al—Fe-based plating layer is ⁇ 1 phase (Al 2 Fe 3 Si 3 ), ⁇ 2 phase (Al 3 FeSi), ⁇ 3 phase (Al 2 FeSi), ⁇ 4 phase (Al).
  • Al in the plating and Fe in the base metal diffuse each other.
  • the layer containing the BCC phase of Fe in which Al is dissolved or the phase of FeAl, which is formed by the diffusion of Al into the base metal, is called the Al solid solution Fe layer, and this layer is as shown in FIG. It is a layer adjacent to the base metal.
  • the Al solid solution Fe layer is formed on the bottom layer of the plating located on the base metal side. Is formed.
  • the Al—Fe-based plating layer according to the present embodiment includes the above-mentioned compound layer of Al and Fe and the Al-specific Fe layer.
  • the plating thickness of this Al—Fe-based plating layer is preferably 10 ⁇ m to 50 ⁇ m independently for each of the first steel plate and the second steel plate.
  • the plating thickness of the Al—Fe-based plating layer is less than 10 ⁇ m, the corrosion resistance of the superposed hot stamped compact is lowered.
  • the plating thickness of the Al—Fe-based plating layer exceeds 50 ⁇ m, there arises a problem that powdering during press molding increases.
  • the plating thickness of the Al—Fe-based plating layer is more preferably 15 ⁇ m to 45 ⁇ m.
  • Difference between the thickness D1 ( ⁇ m) of the Al solid-melt Fe layer of the first steel plate not overlapped with the second steel plate and the thickness D2 ( ⁇ m) of the Al solid-melt Fe layer of the second steel plate ( D1-D2) is 6.0 ⁇ m or less. It is known that the corrosion resistance of the Al—Fe-based plating layer is suppressed by the binary alloy of Al—Fe (FeAl 3 , Fe 2 Al 5 , FeAl 2), and if the Al solid-melt Fe layer becomes thin, Al— There is a relationship that the binary alloy of Fe becomes thicker.
  • the difference (D1-D2) exceeds 6.0 ⁇ m, the Al solid solution Fe layer of the first steel sheet increases, the binary alloy of Al—Fe becomes thin, and the corrosion resistance deteriorates. Further, if the structure of the Al—Fe-based plating layer is different between the first steel plate and the second steel plate, contact corrosion of dissimilar metals may occur and the corrosion resistance may decrease. Therefore, it was found that suppressing the difference in thickness (D1-D2) between the Al solid solution Fe layers of the first steel sheet and the second steel sheet to 6 ⁇ m or less is important for the corrosion resistance of the overlapped portion.
  • the upper limit of the difference (D1-D2) is preferably 5.5 ⁇ m or less, and more preferably 5.0 ⁇ m or less.
  • the lower limit of the difference (D1-D2) is not particularly defined, but the effect is saturated if it is less than 0.5 ⁇ m.
  • an optical microscope is used to perform a night tar etching treatment on the plating cross section in a field of 100 ⁇ m ⁇ 100 ⁇ m, and the cross section thereof.
  • the Al—Fe-based plating layer on the surface of the first steel plate in which the first steel plate and the second steel plate are overlapped does not come into contact with the second steel plate. Focus on the cracks that reach the Al solid solution Fe layer. The number of such cracks is 5 or less per 100 ⁇ m length parallel to the Al—Fe-based plating layer (in other words, 1 or less per 20 ⁇ m length parallel to the Al—Fe-based plating layer). , Corrosion resistance is improved. It is probable that the cracks caused red rust on the plating, and the cracks were caused by the warpage during hot stamp heating.
  • the occurrence of cracks is also suppressed.
  • the number of cracks is preferably 3 or less per 100 ⁇ m length, and more preferably 2 or less per 100 ⁇ m length.
  • the plating cross section is viewed with an optical microscope in a field of view of 100 ⁇ m ⁇ 100 ⁇ m or more. It can be obtained by performing a light etching process, observing the cross section, and measuring the number of cracks.
  • the Al solid solution Fe layer is a layer formed directly above the base material having a martensite structure. In the example of FIG. 8, since there are two cracks per 135 ⁇ m, the number of cracks is 1.5 / 100 ⁇ m.
  • Example 1 The chemical composition is C: 0.21%, Si: 0.20%, Mn: 1.20%, P: 0.010%, S: 0.0020%, N: 0.0030%, by mass%.
  • a slab having a steel component consisting of Al: 0.04%, B: 0.0020%, the balance Fe and impurities is made into a cold-rolled steel sheet through a normal hot-rolling process and a cold-rolling process, and a Zendimia-type molten aluminum plating treatment line. The aluminum plating treatment was performed on both sides to obtain a test material A for an Al-based plated steel sheet.
  • the chemical components are C: 0.21%, Si: 0.20%, Mn: 1.20%, P: 0.010%, S: 0.0080%, N: 0 in mass%. .0030%, Al: 0.04%, B: 0.0020%, W: 0.1%, Cr: 0.3%, Mo: 0.1%, V: 0.1%, Ti: 0.
  • the amount of plating adhered to each of the test materials A, B, C, D, and E was adjusted by a gas wiping method, and then cooled.
  • the plating bath composition during the aluminum plating treatment was 89% Al-9% Si-2% Fe.
  • the plating thickness of the Al-based plating layer was 25 ⁇ m.
  • the plate thickness was adjusted to a thickness of 1.0 mm to 4.0 mm as shown in Table 1 below.
  • the first steel plate has a size of 1200 ⁇ 300 mm
  • the second steel plate has a size of 40 ⁇ 30 mm to 1196 ⁇ 100 mm, and the total plate thickness (t1 + t2) and the maximum length shown in Table 1 below are obtained. It was prepared by overlapping so that it became L.
  • the second steel plates are overlapped so that there is no portion protruding from the first steel plate. Therefore, in this embodiment, the area S2 matches the size of the second steel plate.
  • These two steel plates were spot-welded as shown at the hitting points (joint portion 3) in FIG. 1 to prepare a superposed blank 4 for hot stamping.
  • the average heating rate between a plate temperature of 20 to 800 ° C. was investigated, and the target temperature was obtained. After holding it for a certain period of time, it is carried out from the heating furnace, transported in a transport time of 10 seconds, immediately pressed with a mold under a load of 100 tons, and cooled in the mold at the same time. Got The cooling rate at this time was 50 ° C./s.
  • the plate temperature of the overlapped blank during the temperature rise is the non-overlapping part of the first steel plate (one piece with a high temperature rise rate) and the second steel plate with a superposition (a overlapped part with a slow temperature rise rate). ) And K-type thermocouples were spot-welded and measured.
  • Table 1 shows examples of the present invention (hereinafter, simply referred to as “examples of invention”) as A1 to A16 and comparative examples as a1 to a8.
  • the thickness of the steel sheet was measured by the method described in JIS G 3314: 2011 using each micro gauge.
  • A1 to A16 which are examples of the invention, passed the test because the warp during the temperature rise was suppressed.
  • Comparative Examples a1 to a3 and a5 to a8 were rejected due to a large warp during the temperature rise.
  • Comparative example a4 was unacceptable with a warp of 40 mm or more remaining after the completion of heating.
  • Example 2 Similar to Example 1, a slab having a steel component composed of chemical components of test materials A, B, C, D, and E is made into a cold-rolled steel sheet through a normal hot-rolling process and a cold-rolling process, and is melted by a Zendimia method.
  • Aluminum plating was performed on both sides of the aluminum plating line to prepare a test material for Al-based plated steel sheets. After plating, the amount of plating adhered to each of the test materials A, B, C, D, and E was adjusted by a gas wiping method, and then cooled. The plating bath composition at this time was 89% Al-9% Si-2% Fe.
  • the plating thickness of the Al-based plating layer was 25 ⁇ m. The plate thickness was adjusted to a thickness of 1.0 mm to 4.0 mm as shown in Table 2 below.
  • the size of the first steel plate is 1200 x 300 mm
  • the size of the second steel plate is cut from 40 x 30 mm to 1196 x 100 mm, and the total plate thickness (t1 + t2) and maximum length shown in Table 2 below are shown. It was prepared by overlapping so that it became L.
  • the second steel plates are overlapped so that there is no portion protruding from the first steel plate. Therefore, in this embodiment, the area S2 matches the size of the second steel plate.
  • These two steel plates were spot-welded as shown at the hitting points (joint portion 3) in FIG. 1 to prepare a superposed blank 4 for hot stamping.
  • the average heating rate between a plate temperature of 20 to 800 ° C. was investigated, and the target temperature was obtained. After holding it for a certain period of time, it is taken out from the heating furnace, transported in a transport time of 10 seconds, immediately pressed with a mold under a load of 100 tons, and cooled in the mold at the same time to form a hat shape as shown in FIG. A superposed hot stamping die was obtained. The cooling rate at this time was 50 ° C./s or higher.
  • the plate temperature of the overlapped blank during the temperature rise is the non-overlapping part of the first steel plate (one piece with a high temperature rise rate) and the second steel plate with a superposition (a overlapped part with a slow temperature rise rate). ) And K-type thermocouples were spot-welded and measured.
  • Corrosion resistance is obtained by cutting out the crown (reference numeral 7 in FIG. 1) from the hat molded product after this test in a size of 100 x 50 mm, protecting the end face with tape, and then performing a salt spray test (JIS Z 2371: 2015). Was evaluated. The evaluation was carried out on the surface of the first steel plate that was not in contact with the second steel plate (reference numeral 1b in FIG. 1). If the red rust area ratio is more than 50% after 24 hours, it is regarded as a failure (NG: No Good), and if the red rust area ratio is more than 30% and 50% or less, it is regarded as a pass 3 (G2: Good No3). When the red rust area ratio was more than 20% and 30% or less, it was judged as pass 2 (G2: Good No2), and when the red rust area ratio was 20% or less, it was judged as pass 1 (G1: Good No1).
  • a size of 20 ⁇ 20 mm is cut out from the crown, the cross section of the Al—Fe-based plating layer is subjected to the tital etching treatment as described above, and the cross section of the Al—Fe-based plating layer is 100 ⁇ m ⁇ 100 ⁇ m with an optical microscope.
  • the plating thickness and the thickness of the Al solid-melt Fe layer were measured by observing the field of view of. At the same time, the composition of the plating layer was observed, and the number of cracks reaching the Al solid solution Fe layer in the Al—Fe-based plating layer was measured per unit length.
  • the measurement results are shown in Table 2.
  • the number of cracks reaching the Al solid solution Fe layer per 100 ⁇ m is 2 or less, with more than 5 being rejected (NG: No Good) and more than 2 and 5 or less being passed 3 (G3: Good No3). 2 (G2: Good No2), and 1 or less passed 1 (G1: Good No1).
  • Table 2 shows examples of the present invention (hereinafter, simply referred to as “invention examples”) as B1 to B16 and comparative examples as b1 to b7.

Abstract

【課題】重ね部と一枚部との昇温速度の差に起因した鋼板の反りに関する問題を解決すること。 【解決手段】本製造方法は、重ね合わせブランクを加熱する工程と、加熱後の重ね合わせブランクを搬送する工程と、加熱後の重ね合わせブランクを金型でプレス加工する工程を含み、加熱する工程では、第一、第二の鋼板の板厚をｔ１、ｔ２とし、重ね合わされた部分の合計板厚（ｔ１＋ｔ２）の部分及び重ね合わされていない部分の板温２０～８００℃の間の平均加熱速度をＶ、ｖ１とするとき、合計板厚（ｔ１＋ｔ２）が２．５～５．０ｍｍであり、重ね合わされた部分の最大長さＬが１００～１１００ｍｍであり、第一の鋼板の面積Ｓ１、第二の鋼板のうち第一の鋼板と重ね合わされている部分の面積Ｓ２、平均加熱速度Ｖ、ｖ１が、式（１）～（３）を満足し、加熱時間及び加熱温度で定義される座標平面において特定の範囲内の加熱温度及び加熱時間で加熱する。

Description

重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法及び重ね合わせホットスタンプ成形体
　本発明は、重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法及び重ね合わせホットスタンプ成形体に関する。
　近年、自動車用鋼板の用途において、高強度と高成形性とを両立する鋼板が望まれている。高強度と高成形性とを両立する鋼板の１つとして、残留オーステナイトのマルテンサイト変態を利用したＴＲＩＰ（Ｔｒａｎｓｆｏｒｍａｔｉｏｎ　Ｉｎｄｕｃｅｄ　Ｐｌａｓｔｉｃｉｔｙ）鋼がある。このＴＲＩＰ鋼により、成形性の優れた１０００ＭＰａ級程度の強度を有する高強度鋼板を製造することは可能である。しかしながら、ＴＲＩＰ鋼の技術を用い、更に高強度（例えば１５００ＭＰａ以上）を有する超高強度鋼で成形性を確保することは困難である。加えて、成形後の形状凍結性が悪く、成形品の寸法精度が劣るという問題がある。
　上記のような、室温付近で成形する工法（いわゆる冷間プレス工法）に対し、最近注目を浴びている工法が、ホットスタンプ（ホットプレス、熱間プレス、ダイクエンチ、プレスクエンチ等とも呼称される。）である。このホットスタンプは、鋼板をＡｃ３点以上（例えば８００℃以上）まで加熱してオーステナイト化した直後に、加熱された鋼板を例えばロボットなどでプレス機まで搬送すること、及び、加熱された鋼板を熱間でプレスすることによって成形性を確保させ、下死点保持の間に金型でＭｓ点以下（例えば４００℃以下）まで急冷することで材料をマルテンサイト化させて焼き入れることで、プレス後に所望の高強度の材質を得る部品の製造方法である。本工法によれば、成形後の形状凍結性にも優れた自動車用部品を得ることができる。
　一方で、自動車の車体を構成する部品に用いられる各種のプレス成形体には、静的強度、動的強度、衝突安全性、及び、軽量化等の様々な観点から、多様な性能や特性の向上が要求されている。例えば、Ａピラーレインフォース、Ｂピラーレインフォース、バンパーレインフォース、トンネルリンフォース、サイドシルレインフォース、ルーフレインフォース又はフロアークロスメンバー等の自動車部品には、それぞれの自動車部品における特定部位だけが、この特定部位を除く一般部位よりも耐衝突特性を有することが要求される。
　そこで、自動車部品における補強が必要な特定部位に相当する部分だけに複数枚の鋼板を重ね合わせて接合（例えばスポット溶接）した後、得られた鋼板をホットスタンプ成形して、重ね合わせホットスタンプ成形体を製造する工法が、２００７年頃より実際に採用されている。この工法は、パッチワークとも呼ばれる。本工法によれば、プレス金型数を削減しながらホットスタンプ成形体の特定部位だけ鋼板を重ね合わせることで強化することができ、かつ、不必要に部品厚を増加することが無いために部品軽量化にも寄与できる。なお、このように重ね合わせて溶接することで作製したブランクを、重ね合わせブランクと呼ぶ（パッチワークブランクとも呼ばれる。）。
　重ね合わせホットスタンプ成形体を製造するプロセスの模式図を、図１に示す。詳細は後述するが、図１において、符号４が重ね合わせブランクを表しており、符号１２が重ね合わせホットスタンプ成形体を表している。
　重ね合わされる鋼板（図１の符号１や符号２）が非めっき鋼板である場合、熱間プレス成形に伴う高温加熱によって、製造される重ね合わせ熱間プレス部材の表面に酸化スケールが生成する。そのため、熱間プレス成形後に、例えばショットブラスト処理によって生成した酸化スケールを除去する必要が生じたり、あるいは、製造された重ね合わせ熱間プレス部材の耐食性が低下し易かったりするといった問題がある。
　更に、重ね合わせブランクの素材として非めっき鋼板を用いた場合の特有の問題として、以下の問題がある。すなわち、重ね合わされていない部分（以下、「一枚部」とも称する。）は、ショットブラスト処理が可能であるため、酸化スケールの除去が可能であり、耐食性の低下を抑制することができる。一方、重ね合わされた部分（以下、「重ね部」とも称する。）の鋼板の間に形成された酸化スケールは、ショットブラスト処理での除去が困難であり、耐食性が特に低下し易いという問題がある。
　重ね合わされる鋼板がめっき鋼板であれば、熱間プレス成形後の重ね合わせ熱間プレス部材にショットブラスト処理を行う必要性は、解消される。ホットプレス用として用いられるめっき鋼板としては、一般に、Ｚｎ系めっき鋼板とＡｌ系めっき鋼板とが挙げられる。Ｚｎ系めっき及びＡｌ系めっきのいずれについても、Ｆｅがめっき中に拡散する合金化反応によって、ホットスタンプ加熱後に、Ｚｎ系めっきはＺｎ－Ｆｅ系めっきとなり、Ａｌ系めっきはＡｌ－Ｆｅ系めっきとなる。めっき鋼板の模式図を、図２に示す。ここで、符号１３がめっき鋼板を表しており、符号１５が鋼板の母材を表しており、符号１４がめっき層を表している。この符号１４が、Ｚｎ系めっき層やＡｌ系めっき層に対応する。
　なお、上記Ｚｎ系めっきとは、Ｚｎ含有量が５０質量％以上であるめっきを意味し、上記Ｚｎ－Ｆｅ系めっきとは、ＺｎとＦｅの合計含有量が５０質量％以上であるめっきを意味する。また、Ａｌ系めっきとは、Ａｌ含有量が５０質量％以上であるめっきを意味し、上記Ａｌ－Ｆｅ系めっきとは、ＡｌとＦｅの合計含有量が５０質量％以上であるめっきを意味する。
　特許文献１及び特許文献２に開示されているように、Ｚｎ系めっき鋼板（すなわち、Ｚｎを５０質量％以上含有するめっき鋼板（Ｚｎめっき、又は、Ｚｎ－Ｆｅ合金、Ｚｎ－Ｎｉ合金、Ｚｎ－Ｆｅ－Ａｌ合金などの合金めっき））は、酸化スケールの生成を抑制し、ショットブラスト処理が必要となるという問題は解消される。しかしながら、重ね合わせブランク素材としてＺｎ系めっき鋼板を用い、ホットスタンプ成形時に重ね合わせ部に曲げ成形を施す場合、亜鉛めっきに起因して地鉄に亀裂が生じて、耐衝突特性に問題が生じる場合がある。これは、比較的低融点の金属である亜鉛が残存する場合、Ｚｎが液体金属となってめっき表面から地鉄に侵入するためである。このような現象は、液体金属脆化（ＬＭＥ：Ｌｉｑｕｉｄ　Ｍｅｔａｌ　Ｅｍｂｒｉｔｔｌｅｍｅｎｔ）と呼ばれる。なお、曲げ成形は、耐衝突特性を形状の面から確保する手段である。重ね部に曲げ成形を施すことは、極めて重要な重ね合わせ成形体の利用方法である。
　特許文献１及び特許文献２に開示されているように、Ｚｎ系めっき鋼板をホットスタンプとして用いる場合に採られる液体金属脆化の対策として、一般的には、ホットスタンプ加熱時にＺｎ－Ｆｅ合金化反応を進めてめっきを高融点化する対策、及び、ホットスタンプの曲げ成形時の成形温度を下げて亜鉛が固体化するのを待つ対策が挙げられる。しかしながら、重ね合わせブランクの素材として亜鉛系めっき鋼板を用いた場合の特有の問題として、以下の３つの問題が挙げられる。第一に、重ね合わせ部の板厚が一枚部より厚いために昇温速度及び冷却速度の両者が遅く、ホットスタンプ加熱時にＺｎ－Ｆｅ合金化反応を進行させることが困難であるという問題がある。第二に、ホットスタンプ成形時の成形温度について、重ね部が冷めるのを待つと一枚部が早く冷めてしまい、一枚部がマルテンサイト組織を確保できないという問題がある。第三に、一枚部では、Ｚｎは酸化亜鉛の膜となりＺｎの蒸発を抑制するが、重ね部の鋼板の間の雰囲気では酸素の欠乏が起こるためにＺｎが蒸発してしまう。これにより、重ね部のめっきの減少により耐食性が低下するという問題がある。
　特許文献３及び特許文献４に開示されているようなＡｌ系めっき鋼板（すなわち、Ａｌを５０質量％以上含有するめっき鋼板（Ａｌめっき、又は、Ａｌ－Ｓｉ合金、Ａｌ－Ｆｅ合金、Ａｌ－Ｆｅ－Ｓｉ合金などの合金めっき））では、Ｚｎと同様に酸化スケールの生成を抑制し、ショットブラスト処理が必要となるという問題は解消される。加えて、Ａｌ系めっき鋼板は、液体金属脆化（ＬＭＥ）の問題を起こさず沸点も２４７０℃と高いために、重ね合わせブランクの材料として用いるには好適である。
特開２０１６－１１２５６９号公報 特開２０１６－１２４０２９号公報 国際公開第２００２－１０３０７３号公報 国際公開第２００８－０５３２７３号公報
　しかしながら、重ね合わせブランクの素材として、特許文献３、特許文献４に開示されているようなＡｌ系めっき鋼板を用いた場合、ホットスタンプ時の加熱の際に、重ね部の昇温速度が遅いという問題が生じる。すなわち、重ね合わせブランクを加熱した時の昇温速度は、重ね合わされた部分（重ね部）では遅く、重ね合わされていない部分（一枚部）では早い。そのため、昇温途中では、重ね部と一枚部との間で、板温の差ができる。温度の差により、線膨張率（Ｆｅ：１１．７×１０－６［１／℃］）に従って、高温となる一枚部の方が、重ね部より大きく伸びる。その結果、図３に示したように、昇温途中で鋼板の反りが発生する問題がある。なお、ある程度の時間加熱すれば、昇温が終わり高温で保持される間にブランク内の温度は均一化し、反りは徐々に収まり、最終的には平坦化する。
　昇温途中の鋼板の反りは、次に記述するような、加熱生産性に関する問題を生じる。一般に、ホットスタンプに用いられる加熱炉には、ローラーハース炉（直線炉とも呼ばれる。）と呼ばれる、水平方向に連続したロールに鋼板を乗せ、ロールの回転でロールとロールとの間を鋼板が移動しながら鋼板を加熱するタイプのものと、多段炉（ピザ炉とも呼ばれる。）と呼ばれる、水平方向や垂直方向に複数の加熱場所を有した加熱炉内に鋼板を置き、鋼板を移動させずに加熱するタイプのものとがある。いずれのタイプの炉においても、前述の鋼板の反りは、加熱生産性を阻害する。より具体的には、ローラーハース炉では、反りの発生は、ロールの回転による鋼板の搬送の進行方向を変化させて、炉内での鋼板の移動を妨げたり、ロールとロールとの間で鋼板が落下したりする可能性がある。また、多段炉では、反りの発生は、加熱前後の鋼板の位置をずらす可能性に加え、加熱空間が狭い場合があることから、反りによって炉壁に鋼板が接触して設備を損傷させる可能性がある。
　なお、ローラーハース炉、多段炉のいずれにおいても、加熱後のブランクを加熱炉から搬出した後には、プレス機に搬送する必要がある。一般には、加熱されたブランクをロボットで掴んでプレス機に搬送する。しかしながら、加熱完了後のブランクに反りが残る場合、ロボットで掴むことが困難となることや、加熱の途中に大きな反りが発生した場合、ブランクの位置が移動することによって、最悪の場合には、生産が休止となってホットスタンプの搬送生産性に問題を生じる。
　特に、特許文献４に開示されているような、昇温速度４～１２℃／ｓの加熱は、比較的昇温速度が速いため、一枚部と重ね部との昇温速度差を拡大する。その結果、より一層、鋼板の反りが発生するという問題がある。このような一枚部と重ね部との昇温速度差は、加熱温度が高い場合にも均一性が阻害され、より一層顕著に反りは発生する。
　そのため、以上説明したような、地鉄の酸化スケールを抑制し、かつ、液体金属脆化の問題を起こさないために、ホットスタンプ用重ね合わせブランクの素材として用いるには好適であるアルミ系めっき鋼板に関し、以下のような点が希求されている。すなわち、重ね部と一枚部との昇温速度の差に起因した鋼板の反りに関する問題を解決して、重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法に関し、ホットスタンプ加熱時の生産性を向上させることが希求されている。
　そこで、本発明は、上記問題に鑑みてなされたものであり、本発明の目的とするところは、アルミ系めっき鋼板を素材として用いた場合に、重ね部と一枚部との昇温速度の差に起因した鋼板の反りに関する問題を解決して、ホットスタンプ加熱時の生産性を更に向上させることが可能な、重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法、及び、重ね合わせホットスタンプ成形体を提供することにある。
　本発明者らは、上記課題を解決するために鋭意研究を重ね、重ね合わされた部分（すなわち、重ね部）と重ね合わされていない部分（すなわち、一枚部）との線膨張の差を抑制することが重要であることを見出した。具体的には、反りに影響する線膨張の差ΔＬ［ｍｍ］は、材料固有の線膨張率α［１／℃］と、重ね部の最大長さＬ［ｍｍ］と、重ね部と一枚部との温度差ΔＴ［℃］との積で表される（ΔＬ＝α×Ｌ×ΔＴ）。そのため、重ね部の長さを１００～１１００ｍｍと抑制し、重ね部と一枚部との平均加熱速度の差を３．０℃／ｓ以下に抑制することで、反りを改善できることを見出した。
　また、加熱は、一枚部から重ね部に向かって徐々に進行し、一枚部の中でもブランク面内の端から中央に向かって徐々に進行する。そのため、重ね部を平均加熱速度１．０～４．０℃／ｓの範囲内でゆっくりと加熱することで、重ね部の温度のブランク内での温度のむらを抑制し、反りを改善できることを見出した。
　更に、本発明者らは、面積Ｓ１（ｃｍ２）を有する板厚ｔ１（ｍｍ）の第一の鋼板と、第一の鋼板よりも小さい面積を有する板厚ｔ２（ｍｍ）の第二の鋼板と、の重ね部について、重ね部の剛性を高めることで、反りを抑制できることも見出した。すなわち、第二の鋼板の面積のうち、第一の鋼板と重ね合わされている部分の面積をＳ２（ｃｍ２）とするときに、合計板厚（ｔ１＋ｔ２）を、２．５ｍｍ以上５．０ｍｍ以下とし、かつ、上記面積Ｓ１、Ｓ２、及び、上記板厚ｔ１が特定の条件を満足することで、昇温途中の反りを改善できることを見出した。
　また、加熱された重ね合わせ鋼板を加熱炉から取り出す際、重ね部と一枚部の板温が炉温で均一化され、反りが収まっていることも、鋼板の搬送の安定性の点から必要である。本発明者らは、（加熱時間、予熱された炉内の温度）で定義された座標平面において、点Ａ（４分、９３０℃）、点Ｂ（１０分、９３０℃）、点Ｃ（２０分、８７０℃）及び点Ｄ（８分、８７０℃）で定まる図形ＡＢＣＤ内に位置する加熱温度及び加熱時間で、重ね合わせ鋼板を加熱することで、加熱炉からの搬出時の反りを改善できることを見出した。
　更に、本発明者らは、反りを抑制した場合に重ね合わせホットスタンプ成形体の耐食性を調べると、第一の鋼板及び第二の鋼板の重ね合わされた部分の第一の鋼板において、第二の鋼板と接しない面のめっき層に生じる赤錆が抑制されることを見出した。これは、反りが改善されることで、Ａｌ－Ｆｅ系めっき層に形成されていた引張応力が低減し、めっき中のクラックが抑制されたための影響と推定している。
　上記知見に基づき完成された本発明の要旨は、以下の通りである。
［１］面積Ｓ１（ｃｍ２）を有する第一の鋼板と、前記第一の鋼板よりも小さい面積を有する少なくとも一枚の第二の鋼板と、を重ね合わせて接合された重ね合わせブランクを用いて、重ね合わせホットスタンプ成形体を製造する製造方法であって、前記第一の鋼板及び前記第二の鋼板は、母材上にＡｌ系めっき層を有するＡｌ系めっき鋼板であり、前記重ね合わせブランクを加熱炉で加熱する重ね合わせブランク加熱工程と、前記加熱された前記重ね合わせブランクを、前記加熱炉から搬出してプレス装置に搬送する加熱ブランク搬送工程と、前記加熱された重ね合わせブランクを前記プレス装置に設けられた金型でプレス加工して、重ね合わせホットスタンプ成形体を得るホットスタンプ工程と、を含み、前記重ね合わせブランク加熱工程では、前記第一の鋼板の板厚をｔ１（ｍｍ）、前記第二の鋼板の板厚をｔ２（ｍｍ）、前記第一の鋼板と前記第二の鋼板とが重ね合わされた、合計板厚（ｔ１＋ｔ２）の部分の板温２０℃～８００℃の間の平均加熱速度をＶ（℃／ｓ）、前記第一の鋼板のうち、前記第二の鋼板が重ね合わされていない部分の板温２０℃～８００℃の間の平均加熱速度をｖ１（℃／ｓ）とするとき、前記重ね合わされた部分の合計板厚（ｔ１＋ｔ２）が、２．５ｍｍ以上５．０ｍｍ以下であり、前記第二の鋼板の重ね合わされた部分の最大長さＬが、１００ｍｍ以上１１００ｍｍ以下であり、前記平均加熱速度Ｖ、ｖ１が、下記式（１）及び式（２）の関係式を満足し、前記第二の鋼板の面積のうち、前記第一の鋼板と重ね合わされている部分の面積をＳ２（ｃｍ２）とするとき、前記面積Ｓ１、Ｓ２、前記板厚ｔ１が、下記式（３）の関係式を満足し、加熱時間及び加熱温度で定義される座標平面において、点Ａ（４分、９３０℃）、点Ｂ（１０分、９３０℃）、点Ｃ（２０分、８７０℃）及び点Ｄ（８分、８７０℃）で定まる図形ＡＢＣＤ内に位置する加熱温度及び加熱時間で、前記重ね合わせブランクを加熱する、重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法。
［２］前記第二の鋼板の重ね合わされた部分の最大長さＬが、３００ｍｍ以上である、［１］に記載の重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法。
［３］前記第一の鋼板及び前記第二の鋼板の前記母材は、質量％で、Ｃ：０．１０％以上０．５０％以下、Ｓｉ：０．０１％以上２．００％以下、Ｍｎ：０．３０％以上５．００％以下、Ｐ：０．１００％以下、Ｓ：０．１０００％以下、Ｎ：０．０１００％以下、Ａｌ：０．５００％以下、Ｂ：０．０００２％以上０．０１００％以下を含有し、残部がＦｅ及び不純物からなる、［１］又は［２］に記載の重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法。
［４］前記第一の鋼板及び前記第二の鋼板の前記母材は、残部のＦｅの一部に換えて、更に、質量％で、Ｗ：０％以上３．０％以下、Ｃｒ：０％以上２．０％以下、Ｍｏ：０％以上３．０％以下、Ｖ：０％以上２．０％以下、Ｔｉ：０％以上０．５％以下、Ｎｂ：０％以上１．０％以下、Ｎｉ：０％以上５．０％以下、Ｃｕ：０％以上３．０％以下、Ｃｏ：０％以上３．０％以下、Ｓｎ：０％以上０．１０％以下、Ｓｂ：０％以上０．１０％以下、Ｍｇ：０％以上０．００５０％以下、Ｃａ：０％以上０．００５０％以下、Ｏ：０％以上０．００７０％以下の一種以上を含有する、［３］に記載の重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法。
［５］前記第一の鋼板の前記母材のＣ含有量Ｃ１（質量％）、及び、前記第二の鋼板の前記母材のＣ含有量Ｃ２（質量％）が、下記式（４）の関係式を満足する、［３］又は［４］に記載の重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法。
［６］面積Ｓ１（ｃｍ２）を有する第一の鋼板と、前記第一の鋼板よりも小さい面積を有する少なくとも一枚の第二の鋼板とが積層された、重ね合わせホットスタンプ成形体であって、前記第一の鋼板及び前記第二の鋼板の表面に、Ａｌ－Ｆｅ系めっき層を有し、前記Ａｌ－Ｆｅ系めっき層は、ＡｌとＦｅの化合物層及びＡｌ固溶Ｆｅ層からなり、前記第一の鋼板及び前記第二の鋼板の板厚をそれぞれｔ１、ｔ２（ｍｍ）とするとき、前記第一の鋼板と前記第二の鋼板とが重ね合わされた部分の合計板厚（ｔ１＋ｔ２）は、２．５ｍｍ以上５．０ｍｍ以下であり、前記第二の鋼板の重ね合わされた部分の最大長さＬは、１００ｍｍ以上１１００ｍｍ以下であり、前記第二の鋼板の面積のうち、前記第一の鋼板と重ね合わされている部分の面積をＳ２（ｃｍ２）とするとき、前記面積Ｓ１、Ｓ２、板厚ｔ１が、下記式（３）の関係式を満足し、前記第一の鋼板と前記第二の鋼板とが重ね合わされた部分のうち、前記第一の鋼板が前記第二の鋼板と接しない面の前記Ａｌ－Ｆｅ系めっき層において、前記Ａｌ固溶Ｆｅ層まで到達するクラックの本数が、前記Ａｌ－Ｆｅ系めっき層と平行な１００μｍの長さあたり５本以下であり、前記第一の鋼板の、第二の鋼板と重ね合わされていない部分のＡｌ固溶Ｆｅ層の厚みＤ１（μｍ）と、前記第二の鋼板のＡｌ固溶Ｆｅ層の厚みＤ２（μｍ）とが、下記式（５）の関係式を満足する、重ね合わせホットスタンプ成形体。
［７］前記第二の鋼板の重ね合わされた部分の最大長さＬが、３００ｍｍ以上である、［６］に記載の重ね合わせホットスタンプ成形体。
［８］前記第一の鋼板及び前記第二の鋼板の母材は、質量％で、Ｃ：０．１０％以上０．５０％以下、Ｓｉ：０．０１％以上２．００％以下、Ｍｎ：０．３０％以上５．００％以下、Ｐ：０．１００％以下、Ｓ：０．１０００％以下、Ｎ：０．０１００％以下、Ａｌ：０．５００％以下、Ｂ：０．０００２％以上０．０１００％以下を含有し、残部がＦｅ及び不純物からなる、［６］又は［７］に記載の重ね合わせホットスタンプ成形体。
［９］前記第一の鋼板及び前記第二の鋼板の母材は、残部のＦｅの一部に換えて、更に、質量％で、Ｗ：０％以上３．０％以下、Ｃｒ：０％以上２．０％以下、Ｍｏ：０％以上３．０％以下、Ｖ：０％以上２．０％以下、Ｔｉ：０％以上０．５％以下、Ｎｂ：０％以上１．０％以下、Ｎｉ：０％以上５．０％以下、Ｃｕ：０％以上３．０％以下、Ｃｏ：０％以上３．０％以下、Ｓｎ：０％以上０．１０％以下、Ｓｂ：０％以上０．１０％以下、Ｍｇ：０％以上０．００５０％以下、Ｃａ：０％以上０．００５０％以下、Ｏ：０％以上０．００７０％、ＲＥＭ：０％以上０．００７０％以下の一種以上を含有する、［８］に記載の重ね合わせホットスタンプ成形体。
［１０］前記第一の鋼板の前記母材のＣ含有量Ｃ１（質量％）、及び、前記第二の鋼板の前記母材のＣ含有量Ｃ２（質量％）が、下記式（４）の関係式を満足する、［８］又は［９］に記載の重ね合わせホットスタンプ成形体。
 
　　１．０≦Ｖ≦４．０　　・・・式（１）
　　（ｖ１－Ｖ）≦３．０　・・・式（２）
　　４００≦（Ｓ１－Ｓ２）×（ｔ１／１０）≦９５０　・・・式（３）
　　０．０３≦（Ｃ２－Ｃ１）≦０．３０　・・・式（４）
　　（Ｄ１－Ｄ２）≦６．０　　　　　　　　　・・・式（５）
 
　以上説明したように本発明によれば、Ａｌ系めっき鋼板を素材として用いた場合に、重ね合わせホットスタンプ成形体を製造するプロセスにおける、加熱時の鋼板の反りの問題を改善することができる。
重ね合わせホットスタンプ成形体を製造する工程の概略を示す図である。 Ａｌ系めっき層で被覆された鋼板の断面を示す図である。 ブランクの加熱工程における昇温中に反りが生じた場合を模式的に示す図とその昇温中の反りを実際に撮影した側面写真の例である。 第一の鋼板と第二の鋼板の重ね合わされた部分の最大長さＬについて模式的に示す図である。 ブランクを加熱する工程における昇温中で、一枚部と重ね合わせ部の２０～８００℃における昇温速度の差が２℃／ｓの場合における、反りを抑制した例を模式的に示す図である。 ブランクを加熱する工程における昇温中で、一枚部と重ね合わせ部の２０～８００℃における昇温速度の差が４℃／ｓの場合における、反りが発生した例を模式的に示す図である。 重ね合わせホットスタンプ成形体を加熱する工程において、（加熱時間、予熱された炉内の温度）で定義された座標平面において、点Ａ（４分、９３０℃）、点Ｂ（１０分、９３０℃）、点Ｃ（２０分、８７０℃）及び点Ｄ（８分、８７０℃）で定まる図形ＡＢＣＤ内に位置する加熱温度と加熱時間を示す図である。 重ね合わせホットスタンプ成形体において、図１の１ｂのめっき表面に相当する部分に形成されたクラックの一例を示す図である。 本発明の実施例で使用したハット形状の重ね合わせホットスタンプ成形体の形状を模式的に示す図である。
　以下に添付図面を参照しながら、本発明の好適な実施の形態について詳細に説明する。なお、本明細書及び図面において、実質的に同一の機能構成を有する構成要素については、同一の符号を付することにより重複説明を省略する。
≪１．重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法の概要≫
　図１は、ホットスタンプ用重ね合わせブランクを用いた、重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法、及び、重ね合わせホットスタンプ成形体の一例を模式的に示す図である。以下では、図１及び図２を基に説明する。
　重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法は、ホットスタンプ用重ね合わせブランクを素材として用い、重ね合わせホットスタンプ成形体を製造するための方法として用いられる。
　ホットスタンプ用重ね合わせブランク４は、第一の鋼板１（図１の符号１）と、第一の鋼板より面積の小さい第二の鋼板２（図１の符号２）とを、接合（図１の符号３）することで構成される。このとき、ホットスタンプ用重ね合わせブランク４（図１の符号４）の中で、第二の鋼板２が重ね合わされた部分を、重ね部４ａと呼び、重ね合わされていない部分を、一枚部４ｂと呼ぶ。
　以下で詳述する、本発明の実施形態に係るホットスタンプ用重ね合わせブランク４についても、その製造方法の概要は図１に示した通りであり、その構成の概要は、図２に示した通りである。
　なお、本発明の実施形態に係るホットスタンプ用重ね合わせブランク４においても、第二の鋼板２は、図１に模式的に示したように、第一の鋼板１からはみ出した部分が存在しないように、第一の鋼板１の内側に配置されることが好ましい。しかしながら、第二の鋼板２が第一の鋼板１からはみ出している部分が存在してもよい。
　また、第一の鋼板１の表面には、第二の鋼板２と接する側の面１ａと、第二の鋼板２と接しない側の面１ｂの両面に対し、Ａｌ系めっき層（図２の符号１４）が被覆されている。第二の鋼板２についても同様に、第一の鋼板１と接する側の面２ａと、第一の鋼板１と接しない側の面２ｂの両面に対し、Ａｌ系めっきが被覆されている。
　ホットスタンプ用重ね合わせブランク４は、加熱炉５でＡｃ３点以上まで加熱されることで、鋼板の母材部分がオーステナイト化される。加熱された鋼板を炉から取り出した直後に搬送し、金型６でプレス成形かつ急冷することで、鋼板はマルテンサイト変態する。これにより、ホットスタンプ用重ね合わせブランク４は、耐衝突特性に優れた重ね合わせホットスタンプ成形体１２となる。
　図１では、重ね合わせホットスタンプ成形体１２の一例として、ハット形状の金型を用いた成形品を図示している。本明細書においては、ホットスタンプ成形体１２の部位の呼称を、頭頂部７、頭頂部の曲げ部８、縦壁部１０、フランジ部１１、フランジ部の曲げ部９とする。
　なお、図１では、第二の鋼板２は、頭頂部７側の外側に配置されているが、第２の鋼板２が頭頂部７の内側に配置されていてもよい。
≪２．重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法≫
　以下、本発明の実施形態に係る重ね合わせホットスタンプ成形体に特徴的な製造方法について、詳細に説明する。
（２－１．重ね合わせブランク）
　本実施形態に係るホットスタンプ用重ね合わせブランク（以下、単に「ブランク」と称することがある。）４は、上記図１及び図２に示したホットスタンプ用重ね合わせブランク４と同様に、面積Ｓ１（ｃｍ２）を有する第一の鋼板１と、第一の鋼板１に接合された、第一の鋼板１より面積の小さい第二の鋼板２と、を有している。また、第一の鋼板１及び第二の鋼板２それぞれの両面には、Ａｌ系めっきが被覆されている。すなわち、本実施形態に係る第一の鋼板１及び第二の鋼板２は、母材となる鋼板の双方の表面上にＡｌ系めっき層を有する、Ａｌ系めっき鋼板である。なお、第一の鋼板１の面積Ｓ１とは、第一の鋼板１の板厚方向に略直交する、鋼板平面の面積（片面当たりの面積）である。
＜母材＞
　本実施形態に係るホットスタンプ用重ね合わせブランク４において、第一の鋼板１及び第二の鋼板２のそれぞれにおける母材の化学成分は、特に限定されるものではない。ただし、例えば１０００ＭＰａ以上の引張強度（荷重を９．８１Ｎとしたときのビッカース硬度で３００ＨＶ以上程度）を得ることを目的に、次の化学成分の母材を用いることが好ましい。また、下記の化学成分の範囲内で、第一の鋼板１の母材の化学成分と、第二の鋼板２の母材の化学成分とは、同一であってもよいし、相違していてもよい。
　すなわち、本実施形態に係る第一の鋼板１及び第二の鋼板２の母材の化学成分は、質量％で、Ｃ：０．１０％以上０．５０％以下、Ｓｉ：０．０１％以上２．００％以下、Ｍｎ：０．３０％以上５．００％以下、Ｐ：０．１００％以下、Ｓ：０．１０００％以下、Ｎ：０．０１００％以下、Ａｌ：０．５００％以下、Ｂ：０．０００２％以上０．０１００％以下を含有し、残部Ｆｅ及び不純物からなる。また、本実施形態に係る第一の鋼板１及び第二の鋼板２の母材の化学成分は、残部のＦｅの一部に換えて、鋼板の耐衝突特性を向上させるために、更に、Ｔｉ：０％以上０．５％以下、Ｎｂ：０％以上１．０％以下、Ｃｒ：０％以上２．０％以下、Ｗ、Ｍｏ：０％以上３．０％以下、Ｖ：０％以上２．０％以下、Ｎｉ：０％以上５．０％以下、Ｃｕ、Ｃｏ：０％以上３．０％以下、Ｓｎ、Ｓｂ：０％以上０．１０％以下、Ｍｇ、Ｃａ：０％以上０．００５０％以下、Ｏ、ＲＥＭ：０％以上０．００７０％以下の一種以上を含む化学成分を有することが好ましい。
　また、自動車部品に用いる鋼板は、衝突安全性を高めるために、高いＣ含有量を有し、高い引張強度を有する鋼板が用いられる。そのため、重ね合わせホットスタンプ成形体に用いる鋼板においても、第一の鋼板及び第二の鋼板は、共に、高いＣ含有量を有するものを用いるのが常用であった。しかしながら、第一の鋼板１の母材のＣ含有量をＣ１（質量％）とし、第二の鋼板２の母材のＣ含有量をＣ２（質量％）とするとき、Ｃ１及びＣ２は、０．０３≦（Ｃ２－Ｃ１）≦０．３０の関係式を満足することが好ましい。Ｃ含有量の増加により、高温での鋼板の変形抵抗が増加する。そのため、加熱時におけるブランク４の反りを抑制するには、Ｃ含有量を多くした方が良い。かかる観点から、温度が均一な第二の鋼板は、Ｃ含有量を多くし、かつ、温度が一枚部と重ね部とで不均一となる第一の鋼板は、Ｃ含有量を少なくすることが好ましい。本発明者らが鋭意検討を行った結果、Ｃ２とＣ１との差（Ｃ２－Ｃ１）を０．０３質量％以上とすることで、ブランク４の反りをより確実に抑制可能であることが明らかとなった。Ｃ２とＣ１との差（Ｃ２－Ｃ１）は、好ましくは０．０４質量％以上であり、更により好ましくは０．０５質量％以上である。一方、Ｃ２とＣ１の差（Ｃ２－Ｃ１）を０．３０質量％以下とすることで、第２の鋼板の母材の脆化と、第１の鋼板の極端な引張強度の低下とを、より確実に抑制することが可能となる。その結果、かかるブランクを用いて製造される部品の衝突特性をより確実に担保して、部品の実用性を確保することが可能となる。Ｃ２とＣ１との差（Ｃ２－Ｃ１）は、より好ましくは０．２８質量％以下であり、更により好ましくは０．２５質量％以下である。
　上記の化学組成を有する母材を用いたＡｌ系めっき鋼板の製造方法は、特に限定されるものではなく、例えば、常法の製銑工程、及び、製鋼工程を経て、熱延、酸洗、冷延、ゼンジミア式溶融Ａｌめっきの工程で製造されたものを利用することができる。
＜Ａｌ系めっき層について＞
　本実施形態において、第一の鋼板１、及び、第二の鋼板２それぞれの表裏面には、Ａｌ系めっき層が被覆される。
　Ａｌ系めっき層に求められる特性としては、ホットスタンプ加熱時のＦｅスケールの発生を抑制すること、及び、ホットスタンプ成形時のめっきの剥離（パウダリングとも呼ばれる。）によるめっきの欠けや、剥離しためっきが他の場所に付着することによる押し疵を抑制すること、が挙げられる。パウダリングは、成形時に生じる曲げ部の内側の面でめっきに負荷される圧縮応力や、成形時の金型からの摺動によってめっきに負荷されるせん断応力などを原因として発生する。このため、Ａｌ系めっき層のめっき厚は、第一の鋼板１、第二の鋼板２のそれぞれで独立に、１０μｍ以上５０μｍ以下であることが好ましい。めっき厚が１０μｍ未満である場合には、Ｆｅスケール発生の抑制効果が不足する可能性がある。Ａｌ系めっき層のめっき厚を１０μｍ以上とすることで、Ｆｅスケール発生の抑制効果を、より確実に発現させることができる。Ａｌ系めっき層のめっき厚は、より好ましくは１５μｍ以上である。一方、めっき厚が５０μｍ超である場合には、パウダリングが多く発生する可能性がある。めっき厚を５０μｍ以下とすることで、パウダリングの発生をより確実に防止することが可能となる。Ａｌ系めっき層のめっき厚は、より好ましくは、４５μｍ以下である。
　なお、Ａｌ系めっき層のめっき厚の特定方法としては、光学顕微鏡を用い、めっき断面を１００μｍ×１００μｍの視野にてエッチング処理無しで断面を観察し、めっき厚みを測定することで求めることができる。より詳細には、任意の複数の箇所（例えば、３箇所）において、めっき断面を上記の方法により観察し、各観察箇所のめっき厚みを特定する。その後、得られためっき厚みの平均値を算出して、得られた平均値を、Ａｌ系めっき層のめっき厚みとすればよい。
　Ａｌ系めっき層で母材を被覆する方法として一般的な溶融めっき法によれば、溶融アルミめっき浴に鋼板を浸漬し、窒素や大気などでガスワイピングすることで、付着量の調整されたＡｌ系めっき鋼板（図２の符号１３）を製造することができる。この際、溶融めっき時にＡｌ系めっき層と母材のＦｅとが合金化反応することにより、必然的に、Ａｌ系めっき層（図２の符号１４）と母材（図２の符号１５）との界面には、数μｍ程度のＡｌ－Ｆｅ系の界面合金層が形成される。形成される界面合金層の厚みは、溶融アルミめっき浴への浸漬時間を調整することで制御でき、浸漬時間を長くすることで、大きくすることができる。
　上記Ａｌ系めっき層を形成するための溶融アルミめっき浴の化学組成は、特に限定しない。ただし、耐熱性に優れる点で、溶融アルミめっき浴中でのＡｌの含有量は、８０質量％以上であることが好ましい。また、界面合金層の厚みの制御が容易な点で、溶融アルミめっき浴のＳｉの含有量は、２質量％以上であることが好ましい。Ｓｉの含有量が２質量％未満である場合には、界面合金層が厚くなり過ぎ成形性が低下する可能性がある。一方、溶融アルミめっき浴のＳｉの含有量が１５質量％超である場合には、ホットスタンプ加熱時のＡｌ系めっき層の合金化速度が遅くなり、ホットスタンプの生産性が低下する可能性がある。そのため、溶融アルミめっき浴のＳｉの含有量は、１５質量％以下であることが好ましい。界面合金層は、溶融アルミめっき浴中にＳｉが含まれない場合には、Ａｌ－Ｆｅ系の２元系の合金層で構成され、Ｓｉが含まれる場合には、上記２元系に加え、Ａｌ－Ｆｅ－Ｓｉ系の３元系の合金層で構成される。また、上記のような溶融アルミめっき浴には、各種の不純物が存在していることがある。
　Ａｌ系めっき層１４がＳｉを２質量％以上１５質量％以下含有する場合、Ａｌ系めっき層１４には、状態図に基づいてＡｌとＳｉの共晶組織が形成される。溶融めっき法による場合、溶融アルミめっき浴には、不可避的に、鋼板からの溶出成分としてＦｅを１質量％以上５質量％以下含むことがある。他の不可避的不純物としては、溶融めっき設備の溶出成分や溶融アルミめっき浴のインゴットの不純物に起因したＣｒ、Ｍｎ、Ｖ、Ｔｉ、Ｓｎ、Ｎｉ、Ｃｕ、Ｗ、Ｂｉ、Ｍｇ、Ｃａなどの元素が挙げられ、これらの元素を１質量％未満含むことがある。
　上記界面合金層は、例えば、ＡｌとＦｅの２元合金であるθ相（ＦｅＡｌ３）、η相（Ｆｅ２Ａｌ５）、ζ相（ＦｅＡｌ２）、Ｆｅ３Ａｌ、ＦｅＡｌ、Ａｌが固溶したＦｅのＢＣＣ相などの相の組み合わせで構成される。Ｓｉを含有する場合の界面合金層の化学組成としては、例えば、τ１相（Ａｌ２Ｆｅ３Ｓｉ３）、τ２相（Ａｌ３ＦｅＳｉ）、τ３相（Ａｌ２ＦｅＳｉ）、τ４相（Ａｌ３ＦｅＳｉ２）、τ５相（Ａｌ８Ｆｅ２Ｓｉ）、τ６相（Ａｌ９Ｆｅ２Ｓｉ２）、τ７相（Ａｌ３Ｆｅ２Ｓｉ３）、τ８相（Ａｌ２Ｆｅ３Ｓｉ４）、τ１０相（Ａｌ４Ｆｅ１．７Ｓｉ）、τ１１相（Ａｌ５Ｆｅ２Ｓｉ）などが挙げられ、主としてτ５相、τ６相、θ相、η相の何れか又はそれら複数の相で構成される。なお、以上の相は、化学量論的な組成とならない（すなわち、元素比が整数とならない）場合がある。
＜板厚について＞
　本実施形態において、板厚ｔ１（ｍｍ）である第一の鋼板１と、板厚ｔ２（ｍｍ）である第二の鋼板２と、が重ね合わされた合計板厚（ｔ１＋ｔ２）は、２．５ｍｍ以上５．０ｍｍ以下である。
　本実施形態においてＡｌ系めっき鋼板に求められる特性として、重ね合わせブランクとして用いる場合の課題である、昇温速度が遅い重ね部と、昇温速度が速い一枚部と、の昇温速度の違いにより生じる反りを、より一層抑制可能であることが重要である。上記のような反りを抑制するために、第一の鋼板１の板厚ｔ１（ｍｍ）と、第二の鋼板２の板厚ｔ２（ｍｍ）とが重ね合わされた部分（重ね部）の合計板厚（ｔ１＋ｔ２）は、２．５ｍｍ以上５．０ｍｍ以下とする。合計板厚（ｔ１＋ｔ２）が２．５ｍｍ未満となる場合には、反りが大きく生じ、ホットスタンプ加熱時の生産性を低下させる。合計板厚（ｔ１＋ｔ２）は、好ましくは２．８ｍｍ以上であり、より好ましくは３．０ｍｍ以上である。一方、合計板厚（ｔ１＋ｔ２）が５．０ｍｍを超える場合には、熱容量が過剰に大きくなり、ホットスタンプ加熱時の昇温速度が遅くなって加熱生産性が低下するため好ましくない。合計板厚（ｔ１＋ｔ２）は、好ましくは４．８ｍｍ以下であり、より好ましくは４．５ｍｍ以下である。
　ここで、第一の鋼板１の板厚ｔ１と、第二の鋼板２の板厚ｔ２のそれぞれについては、例えば、１．０ｍｍ～４．０ｍｍ程度の範囲内であることが好ましい。
　なお、第一の鋼板１の板厚ｔ１及び第二の鋼板２の板厚ｔ２は、マイクロメーターを用いて測定することが可能であり、光学顕微鏡を用いて断面を観察することで測定することも可能である。また、上記の板厚ｔ１，ｔ２は、母材の板厚に加え、両面に設けられたＡｌ系めっき層の厚みも含んだ板厚とする。
＜重ね合わされた部分の最大長さＬについて＞
　本実施形態において、第一の鋼板１と第二の鋼板２の重ね合わされた部分（重ね部）の最大長さＬは、１００ｍｍ以上１１００ｍｍ以下である。重ね合わされた部分の最大長さＬを上記の範囲内とする理由については、以下で改めて説明する。
　なお、第一の鋼板１と第二の鋼板２の重ね合わされた部分（重ね部）の最大長さＬは、ノギスや巻き尺等の公知の計測機器を用いて測定することができる。また、重ね合わされた部分（重ね部）の最大長さＬは、第一の鋼板１と第二の鋼板２との重ね合わされた部分を内包する最小の外接円の直径とする。この定義によれば、例えば図５（ａ）に示すような重ね合わされた部分が四角形となる場合には、四隅の対角線の長さが、最大長さＬとなる。また、図５（ｂ）に示すような場合には、最大長さＬは、図示したような最小の外接円の直径となる。
（２－２．ホットスタンプ時の重ね合わせブランクの加熱について）
　昇温速度が遅い重ね部と、昇温速度が速い一枚部と、の昇温速度の違いにより生じる反りは、下記の式（Ａ）に従って、重ね部と一枚部との温度差によって生じる。
　下記の式（Ａ）における線膨張の差ΔＬ［ｍｍ］が反りに繋がり、ΔＬは、材料固有の線膨張率α［１／℃］、材料の長さＬｓ［ｍｍ］、材料の温度差ΔＴ［℃］の積によって表される。従って、本実施形態に係るブランクにおいては、下記式（Ａ）における長さＬｓは、重ね部の最大長さＬに対応する。
　　ΔＬ＝α×Ｌｓ×ΔＴ　・・・式（Ａ）
　このため、重ね部の最大長さＬが短ければ、ΔＬが小さくなり、反りも抑制される。ただし、重ね部の最大長さＬが１００ｍｍ未満である場合には、重ね合わされていない部分のブランク内において、昇温が早い端部から、昇温が遅い中央部に向かって、温度の差が生じるため、反りが生じる。かかる観点から、重ね部の最大長さＬは、１００ｍｍ以上とする。これにより、ブランクの加熱時における反りの発生を防止することができる。重ね部の最大長さＬは、好ましくは２００ｍｍ以上であり、より好ましくは４００ｍｍ以上である。一方、重ね部の最大長さＬが１１００ｍｍを超える場合には、反りが大きくなり、ホットスタンプ加熱時の生産性が低下する。かかる観点から、重ね部の最大長さＬは、１１００ｍｍ以下とする。これにより、生産性を担保しながら、加熱時の反りの発生を防止することができる。重ね部の最大長さＬは、好ましくは１０５０ｍｍ以下であり、より好ましくは１０００ｍｍ以下である。
＜第一の鋼板の面積Ｓ１、第二の鋼板の面積Ｓ２の関係について＞
　加熱中のブランクの反りは、第一の鋼板１のうち、第一の鋼板１と第二の鋼板２とが重ね合わされていない部分（一枚部）の自重によって抑制される。そこで、本実施形態では、第二の鋼板２の面積のうち、第一の鋼板１と重ね合わされている部分の面積をＳ２（ｃｍ２）として、第一の鋼板の面積Ｓ１と上記面積Ｓ２との差に、第一の鋼板１の板厚ｔ１を乗じた値｛（Ｓ１－Ｓ２）×（ｔ１／１０）｝（単位：ｃｍ３）を、上記一枚部の自重に対応する指標として用いる。ここで、板厚ｔ１（ｍｍ）を１０で除している理由は、板厚ｔ１の単位をｍｍからｃｍに換算するためである。また、面積Ｓ２に関し、第二の鋼板２において第一の鋼板１からはみ出している部分が存在しない場合には、第二の鋼板２の面積が、上記面積Ｓ２となる。
　本発明者らは、上記指標を用いて鋭意検討した結果、指標｛（Ｓ１－Ｓ２）×（ｔ１／１０）｝の値が４００以上９５０以下となることで、加熱時の反りを抑制可能であることが明らかとなった。ここで、従来の重ね合わせブランクにおいては、自動車用鋼板では重要な軽量化が求められる。そのため、補強の役割を担う第二の鋼板の面積Ｓ２を、最小限に留めることで、指標｛（Ｓ１－Ｓ２）×（ｔ１／１０）｝の値が９５０を超える場合、又は、第一の鋼板の面積Ｓ１又は板厚ｔ１を、最小限に留めることで、指標｛（Ｓ１－Ｓ２）×（ｔ１／１０）｝の値が４００未満である場合があった。しかしながら、近年の衝突安全性の要求の高まりに応えるため、Ｓ１、Ｓ２、ｔ１それぞれの値を大きくする必要が生じ、新たにブランクの反りの問題が発生した。そこで本発明者らは、指標｛（Ｓ１－Ｓ２）×（ｔ１／１０）｝の値を４００以上９５０以下とすることで、加熱時の反りを抑制可能であることが明らかとなった。指標｛（Ｓ１－Ｓ２）×（ｔ１／１０）｝の値が４００未満である場合には、反りの抑制効果が乏しい。指標｛（Ｓ１－Ｓ２）×（ｔ１／１０）｝の値が４００以上となることで、加熱時に生じうる反りを抑制することが可能となる。指標｛（Ｓ１－Ｓ２）×（ｔ１／１０）｝の値は、好ましくは４２０であり、より好ましくは４４０である。一方、指標｛（Ｓ１－Ｓ２）×（ｔ１／１０）｝の値が９５０超である場合には、ブランク全体のサイズが大きくなり、反りの高さが大きくなる。指標｛（Ｓ１－Ｓ２）×（ｔ１／１０）｝の値が９５０以下となることで、加熱時に生じうる反りの高さを小さくすることが可能となる。指標｛（Ｓ１－Ｓ２）×（ｔ１／１０）｝の値は、好ましくは９３０以下であり、より好ましくは９００以下である。
＜接合について＞
　第一の鋼板１と第二の鋼板２とが重ね合わせられて接合されるホットスタンプ用重ね合わせブランクにおいて、上記の接合は、スポット溶接であることが好ましい。以下に、その理由を説明する。
　重ね部では、第一の鋼板１と第二の鋼板２との間を良好に接触させることで伝熱を向上させる。これにより、重ね合わせブランクとして用いる場合の課題である、重ね部（昇温速度が遅い。）と一枚部（昇温速度が速い。）との昇温速度の違いを抑制し、反りを抑制することできる。
　接合の種類としては、スポット溶接、シーム溶接、ろう付け溶接、レーザー溶接、プラズマ溶接、アーク溶接などが選択できる。広い面積の重ね部を、効率よく良好に接触させるという点で、重ね部の内部までを複数の点で接触させ、かつ、鋼板－鋼板間に加圧を掛けて直接接合することができる、スポット溶接が好ましい。
　この際、スポット溶接の打点密度は、１点／２００ｃｍ２以上であることが好ましい。打点密度が１点／２００ｃｍ２未満である場合には、鋼板同士の接触が不十分となり、重ね合わせ部の昇温の改善が不十分となる。スポット溶接の打点密度は、より好ましくは１点／４０ｃｍ２以上である。一方、スポット溶接の打点密度について、特に上限は定めないが、密度が高過ぎると溶接電流に分流が生じ、溶接が困難になることから、１点／１ｃｍ２以下であることが好ましい。
　上記スポット溶接の打点密度（点／ｃｍ２）は、ブランクに処置された第二の鋼板２内のスポット溶接打点数を、第二の鋼板２のうち、第一の鋼板１と重ね合わされている部分の面積で除することで求める。
＜加熱時の昇温速度について＞
　本実施形態において、第一の鋼板１と第二の鋼板２とが重ね合わされた合計板厚（ｔ１＋ｔ２）（ｍｍ）の部分における、板温２０～８００℃までの平均加熱速度Ｖ（℃／ｓ）と、第一の鋼板１のうち第二の鋼板２が重ね合わされていない部分における、板温２０～８００℃までの平均加熱速度ｖ１（℃／ｓ）とは、以下の式（１）及び式（２）の関係式を満足する。以下に、その理由を説明する。
　　１．０≦Ｖ≦４．０　　・・・式（１）
　　（ｖ１－Ｖ）≦３．０　・・・式（２）
　昇温速度が遅い重ね部と、昇温速度が速い一枚部と、の昇温速度の違いにより生じる反りは、前述の式（Ａ）に従って、重ね合わせ部と重ね合わされていない部分との温度差によって生じる。従って、重ね合わせ部と重ね合わされていない部分の材料の温度差ΔＴを小さくするため、平均加熱速度の差（ｖ１－Ｖ）を抑制することで、反りが小さくなる。より詳細には、平均加熱速度の差（ｖ１－Ｖ）を３．０℃／ｓ以下とすることで、例えば図５に模式的に示したように反りが抑制されて、ホットスタンプ加熱時の生産性低下が改善される。一方、平均加熱速度の差（ｖ１－Ｖ）が３．０℃／ｓを超えると、例えば図６に模式的に示したように反りが大きくなり、ホットスタンプ時の生産性が低下する。平均加熱速度の差（ｖ１－Ｖ）は、好ましくは２．８℃／ｓ以下であり、さらに好ましくは２．６℃／ｓ以下である。なお、平均加熱速度の差（ｖ１－Ｖ）の下限は特に定めないが、工業的には、平均加熱速度の差（ｖ１－Ｖ）の下限は０．５℃／ｓ以上である。
　更に、重ね合わせブランクは、昇温速度が速いブランク面内の端部から昇温速度が遅い中央部に向かって徐々に加熱される。そのため、重ね合わせ部の平均加熱速度Ｖを１．０℃／ｓ以上４．０℃／ｓ以下の範囲として徐々に加熱することで、１枚部と重ね部との間の温度の差を抑制し、反りを改善できる。重ね部の平均加熱速度Ｖが４．０℃／ｓを超える場合には、反りが過剰に形成される問題が生じる。重ね部の平均加熱速度Ｖの上限は、好ましくは３．８℃／ｓ以下であり、より好ましくは３．６℃／ｓ以下である。一方、重ね部の平均加熱速度Ｖが１．０℃／ｓ未満である場合には、加熱時の昇温速度が過度に遅く、加熱の生産性が低下する。重ね部の平均加熱速度Ｖの下限は、好ましくは１．２℃／ｓ以上であり、より好ましくは１．４℃／ｓ以上である。
　なお、上記の重ね部の平均加熱速度Ｖ［℃／秒］、及び、１枚部の平均加熱速度ｖ１［℃／秒］は、鋼板にＫ型熱電対をスポット溶接して繋げ、加熱温度２０℃から８００℃に到達するまでの板温を測定し、加熱開始後に板温２０℃から８００℃までに到達するまでの時間［秒］で、７８０℃（＝８００℃－２０℃）を除することで求められる。ただし、昇温開始時点で室温が高いなどの理由で、板温が加熱前から２０℃を超えている場合、例えば２５℃であった場合には、２５℃から８００℃に到達するまでの時間［秒］で、７７５℃（＝８００℃－２５℃）を除することで求まる。
＜加熱時の時間と温度について＞
　本実施形態において、重ね合わせブランク（図１の符号４）は、図７に示す通り、（加熱時間、加熱温度）で定義される座標平面において、点Ａ（４分、９３０℃）、点Ｂ（１０分、９３０℃）、点Ｃ（２０分、８７０℃）、点Ｄ（８分、８７０℃）で定まる図形ＡＢＣＤ内に位置する加熱温度と加熱時間で加熱される。ここでいう加熱温度は、予熱された加熱炉の炉内の温度を意味し、炉内に搬入された重ね合わせブランクは、予熱された炉の温度まで加熱される。また、ここでいう加熱時間は、重ね合わせブランクを加熱炉の炉内に搬入してから搬出するまでの時間を意味する。
　加熱された重ね合わせブランクを加熱炉から搬出する際、反りが改善されていることも、重ね合わせブランクの搬送の安定性の点から必要である。しかしながら、昇温が遅い重ね部と、昇温が速い一枚部との昇温速度の差は、ある一定の時間以上炉内で加熱されることで、ブランク内の温度が重ね部と一枚部との間で均一化されなければならない。そのため、図７に示す図形ＡＢＣＤ内に位置する加熱温度と加熱時間で重ね合わせブランクを加熱することで、加熱された重ね合わせブランクを加熱炉から搬出する時の反りを改善できる。
　加熱温度９３０℃における加熱時間が４分未満である場合には、昇温速度の遅い重ね部と昇温速度の速い一枚部との温度差が十分に均一化されず、反りが十分に戻らずに、加熱された重ね合わせブランクの搬送時に安定して掴むことが出来ない。加熱時間は、好ましくは４．５分以上であり、より好ましくは５分以上である。また、加熱温度８７０℃における加熱時間が８分未満である場合には、上記と同様に反りが十分に戻らず、加熱された重ね合わせブランクの搬送時に安定して掴むことが出来ない。加熱時間は、好ましくは８．５分以上であり、より好ましくは９分以上である。
　更に、加熱温度９３０℃における加熱時間が１０分を超える場合には、加熱の生産性が低下することに加え、めっき中へのＦｅ拡散が過剰に進み、ホットスタンプ成形体の耐食性が低下する。特に、昇温速度の速い１枚部の耐食性が低下する。そのため、加熱温度９３０℃における加熱時間は、好ましくは９．５分以下であり、より好ましくは９分以下である。同様に、加熱温度８７０℃における加熱時間が２０分を超える場合には、昇温速度の速い１枚部の耐食性が低下する。そのため、８７０℃における加熱時間は、好ましくは１８分以下であり、より好ましくは１６分以下である。
　加熱温度が９３０℃を超える場合、重ね部と１枚部との昇温速度差が大きくなり、反りが大きくなる。加熱温度の上限は、好ましくは９２０℃であり、より好ましくは９１０℃である。一方、加熱温度が８７０℃未満である場合、重ね合わせブランクの母材のγ化（オーステナイト化）が不十分になり、金型焼き入れ後の硬度が低下し、また、加熱の速度が遅くなり生産性が低下する。加熱温度の下限は、好ましくは８７５℃であり、より好ましくは８８０℃である。
　本実施形態においては、重ね合わせブランクは、図７に示す図形ＡＢＣＤの範囲内に位置する加熱温度と加熱時間で加熱される。そのため、例えば、線分ＡＤの間に位置する点Ｅ（６分、９００℃）や、線分ＢＣの間に位置する点Ｆ（１５分、９００℃）や、線分の間ＥＦに位置する点Ｇ（１０分、９００分）等も、本発明の範囲内となる。
　上記加熱方法に用いる加熱炉としては、ローラーハース炉や多段炉を利用することが可能である。熱源としては、電気炉、ガス炉、遠赤外炉、近赤外炉などによる加熱、通電加熱、高周波加熱、誘導加熱などを例示することができる。
（２－３．加熱炉搬出からプレス装置への搬送について）
　加熱された重ね合わせブランクは、加熱炉から搬出して、プレス装置へと搬送される。加熱された重ね合わせブランクが金型急冷前に６５０℃以下に冷めるとマルテンサイト変態が不十分になる。そのため、加熱炉から搬出されプレス装置へ転送するまでの時間は、２０秒以内であることが好ましい。
（２－４．熱間プレス工程について）
　加熱された重ね合わせブランクを金型でプレス加工することで、ホットスタンプ成形体を得ることが出来る。金型でプレス加工するときには、加熱された重ね合わせブランクを金型で急冷することでマルテンサイト変態が進む。これにより、荷重を９．８１Ｎとしたときのビッカース硬度で硬度３００ＨＶ以上の成形体を得ることが出来る。金型での急冷速度は、重ね部と一枚部のいずれについても、３０℃／ｓ以上であることが好ましく、５０℃／ｓ以上であることがより好ましい。なお、ここでいう急冷速度は、加熱された重ね合わせブランクが加熱炉を出てから、４００℃以下に冷却されるまでの平均冷却速度を指す。
　以上、本実施形態に係る重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法について、詳細に説明した。
（３．重ね合わせホットスタンプ成形体について）
　本実施形態に係る重ね合わせホットスタンプ成形体１２は、板厚がｔ１（ｍｍ）である第一の鋼板と、第一の鋼板上に重ね合わされて接合されており、第一の鋼板よりも面積が小さく、かつ、板厚がｔ２（ｍｍ）である少なくとも一枚の第二の鋼板と、を備える。
　重ね合わせホットスタンプ成形体１２における第一の鋼板、及び、第二の鋼板は、それぞれ両面が、Ａｌ－Ｆｅ系めっき層で被覆されている。
　Ａｌ－Ｆｅ系めっき層は、ホットスタンプ時の加熱によってＡｌ系めっき層にＦｅが表面まで拡散した結果形成された層（換言すれば、Ａｌ及びＦｅを少なくとも含有する合金めっき層）である。Ａｌ－Ｆｅ系めっき層は、ＡｌとＦｅの化合物層であるθ相（ＦｅＡｌ３）、η相（Ｆｅ２Ａｌ５）、ζ相（ＦｅＡｌ２）、Ｆｅ３Ａｌ、ＦｅＡｌなどの相の組み合わせで構成される。また、めっき中にＳｉを含有する場合のＡｌ－Ｆｅ系めっき層は、τ１相（Ａｌ２Ｆｅ３Ｓｉ３）、τ２相（Ａｌ３ＦｅＳｉ）、τ３相（Ａｌ２ＦｅＳｉ）、τ４相（Ａｌ３ＦｅＳｉ２）、τ５相（Ａｌ８Ｆｅ２Ｓｉ）、τ６相（Ａｌ９Ｆｅ２Ｓｉ２）、τ７相（Ａｌ３Ｆｅ２Ｓｉ３）、τ８相（Ａｌ２Ｆｅ３Ｓｉ４）、τ１０相（Ａｌ４Ｆｅ１．７Ｓｉ）、τ１１相（Ａｌ５Ｆｅ２Ｓｉ）も含み、ＡｌとＦｅの化合物層としては主としてτ１相、η相（Ｆｅ２Ａｌ５）のいずれか又はその複数の相で構成される。特に、めっき中のＡｌと母材中のＦｅは、相互拡散する。母材中へのＡｌ拡散によって形成される、Ａｌが固溶したＦｅのＢＣＣ相、又は、ＦｅＡｌの相を含んだ層を、Ａｌ固溶Ｆｅ層と呼び、この層は、図８に示すように母材と隣接する層である。本実施形態の加熱条件では、図８に例示される通り、ＡｌとＦｅとを少なくとも含有する上記のような化合物層に加え、母材側に位置するめっきの最下層に、Ａｌ固溶Ｆｅ層が形成される。本実施形態に係るＡｌ－Ｆｅ系めっき層は、図８に示すように、上記のようなＡｌとＦｅの化合物層と、Ａｌ固有Ｆｅ層とを含むものとする。
　このＡｌ－Ｆｅ系めっき層のめっき厚は、第一の鋼板、第二の鋼板それぞれ独立に、１０μｍ～５０μｍであることが好ましい。Ａｌ－Ｆｅ系めっき層のめっき厚が１０μｍ未満である場合には、重ね合わせホットスタンプ成形体の耐食性が低下する。一方、Ａｌ－Ｆｅ系めっき層のめっき厚が５０μｍ超である場合には、プレス成形時のパウダリングが多くなる問題が生じる。Ａｌ－Ｆｅ系めっき層のめっき厚は、より好ましくは１５μｍ～４５μｍである。
　第一の鋼板の、第二の鋼板と重ね合わされていない部分のＡｌ固溶Ｆｅ層の厚みＤ１（μｍ）と、第二の鋼板のＡｌ固溶Ｆｅ層の厚みＤ２（μｍ）との差（Ｄ１－Ｄ２）は、６．０μｍ以下である。Ａｌ－Ｆｅ系めっき層の耐食性は、Ａｌ－Ｆｅの２元系合金（ＦｅＡｌ３、Ｆｅ２Ａｌ５、ＦｅＡｌ２）によって抑制されることが知られ、Ａｌ固溶Ｆｅ層が薄くなればＡｌ－Ｆｅの２元系合金が厚くなる関係にある。そのため、差（Ｄ１－Ｄ２）が６．０μｍ超では第一の鋼板のＡｌ固溶Ｆｅ層が多くなり、Ａｌ－Ｆｅの２元系合金が薄くなり耐食性が低下する。更に、第一の鋼板と第二の鋼板の重ね部では、Ａｌ－Ｆｅ系めっき層の構造が異なる場合、異種金属接触腐食が発生し耐食性が低下する場合がある。そのため、第一の鋼板と第二の鋼板のＡｌ固溶Ｆｅ層の厚みの差（Ｄ１－Ｄ２）を６μｍ以下に抑制することが、重ね部の耐食性に重要であることを知見した。差（Ｄ１－Ｄ２）の上限は、好ましくは５．５μｍ以下であり、より好ましくは５．０μｍ以下である。差（Ｄ１－Ｄ２）の下限は特に定めないが、０．５μｍ未満では効果が飽和する。
　Ａｌ－Ｆｅ系めっき層のめっき厚、及び、Ａｌ固溶Ｆｅ層の厚みの特定方法としては、光学顕微鏡を用い、めっき断面を１００μｍ×１００μｍの視野にてナイタールエッチング処理を実施し、その断面を観察して、図８に示すようにめっき厚及び母材と隣接するＡｌ固溶Ｆｅ層の厚みを測定することで求めることができる。より詳細には、任意の複数の箇所（例えば、３箇所）において、めっき断面を上記の方法により観察し、各観察箇所のめっき厚やＡｌ固溶Ｆｅ層の厚みを特定する。その後、得られた厚みの平均値を算出して、得られた平均値を、めっき厚やＡｌ固溶Ｆｅ層の厚みとすればよい。
　また、ホットスタンプ後に、第一の鋼板と第二の鋼板の重ね合わされた部分の第一の鋼板における、第二の鋼板と接しない面（図１の符号１ｂ）のＡｌ－Ｆｅ系めっき層に形成される、Ａｌ固溶Ｆｅ層まで到達するクラックに着目する。かかるクラックの本数が、Ａｌ－Ｆｅ系めっき層と平行な１００μｍ長さ当たり５本以下である（換言すれば、Ａｌ－Ｆｅ系めっき層と平行な２０μｍ長さ当たり１本以下である）ことで、耐食性が改善される。クラックはめっきの赤錆を生じる原因となり、ホットスタンプ加熱時の反りによってクラックが生じていたと考えられる。前述した本実施形態の重ね合わせホットスタンプの製造方法により反りを改善することで、クラックの発生も抑制される。上記クラックの本数が１００μｍ長さ当たり５本超である場合には、赤錆の発生が問題となる。上記クラックの本数は、好ましくは１００μｍ長さ当たり３本以下であり、更に好ましくは１００μｍ長さ当たり２本以下である。
　図８に例示したように、Ａｌ－Ｆｅ系めっき層に形成される、Ａｌ固溶Ｆｅ層まで到達するクラックの測定方法としては、めっき断面を光学顕微鏡で、１００μｍ×１００μｍ以上の視野にてナイタールエッチング処理を実施して断面を観察し、クラックの本数を測定することで求めることができる。図８中でも示すように、Ａｌ固溶Ｆｅ層は、マルテンサイト組織である母材の直上に形成されている層である。図８の例で言えば、１３５μｍ当たりに２本クラックが存在するため、１．５本／１００μｍのクラックとなる。
　以上、本実施形態に係る重ね合わせホットスタンプ成形体について、詳細に説明した。
　以下、実施例を用いて、本発明を更に具体的に説明する。
＜実施例１＞
　化学成分が、質量％で、Ｃ：０．２１％、Ｓｉ：０．２０％、Ｍｎ：１．２０％、Ｐ：０．０１０％、Ｓ：０．００２０％、Ｎ：０．００３０％、Ａｌ：０．０４％、Ｂ：０．００２０％、残部Ｆｅ及び不純物からなる鋼成分を有するスラブを、通常の熱延工程及び冷延工程を経て冷延鋼板とし、ゼンジミア式溶融アルミめっき処理ラインにてアルミめっき処理を両面に行って、Ａｌ系めっき鋼板の供試材Ａとした。同様にして、化学成分が、質量％で、Ｃ：０．２１％、Ｓｉ：０．２０％、Ｍｎ：１．２０％、Ｐ：０．０１０％、Ｓ：０．００８０％、Ｎ：０．００３０％、Ａｌ：０．０４％、Ｂ：０．００２０％、Ｗ：０．１％、Ｃｒ：０．３％、Ｍｏ：０．１％、Ｖ：０．１％、Ｔｉ：０．０２％、Ｎｂ：０．０２％、Ｎｉ：０．１％、Ｃｕ：０．１％、Ｃｏ：０．１％、Ｓｎ：０．０１％、Ｓｂ：０．０１％、Ｍｇ：０．００１０％、Ｃａ：０．００２０％、Ｏ：０．００２０％、ＲＥＭ：０．００３０％、残部Ｆｅ及び不純物からなる鋼成分を有するスラブを、熱延工程及び冷延工程を経て冷延鋼板とし、アルミめっき処理を両面に行って、供試材Ｂとした。更に、供試材ＡのＣ量を０．３５％、０．２７％、０．４５％とした材料をそれぞれ供試材Ｃ、Ｄ、Ｅとした。供試材Ａ、Ｂ、Ｃ、Ｄ、Ｅともに、めっき後、ガスワイピング法でめっき付着量を調整し、その後冷却した。アルミめっき処理の際のめっき浴組成としては、８９％Ａｌ－９％Ｓｉ－２％Ｆｅであった。Ａｌ系めっき層のめっき厚は、２５μｍであった。板厚は、以下の表１に示す通り、１．０ｍｍ～４．０ｍｍの厚さに調整した。
　第一の鋼板は、１２００×３００ｍｍのサイズとし、第二の鋼板は、４０×３０ｍｍから１１９６×１００ｍｍのサイズで切断して、以下の表１に示した合計板厚（ｔ１＋ｔ２）及び最大長さＬとなるように重ね合わせて準備した。本実施例では、第二の鋼板は、第一の鋼板からはみ出す部分が存在しないように重ね合わせた。そのため、本実施例において、面積Ｓ２は、第二の鋼板のサイズと一致している。これら２つの鋼板を、図１の打点（接合部３）に示すようにスポット溶接することで、ホットスタンプ用重ね合わせブランク４を作製した。
　表１に示す通り、以上のようにして作製した重ね合わせブランクを、予熱された炉内で一定時間加熱する工程において、板温２０～８００℃間の平均加熱速度を調査し、目標とする温度及び時間に保持後、加熱炉から搬出して搬送時間１０秒で搬送し、直ちに金型で荷重１００ｔｏｎにてプレスし、同時に金型内で冷却することで、ハット形状の重ね合わせホットスタンプ成形体を得た。このときの冷却速度は、５０℃／ｓであった。
　昇温中の重ね合わせブランクの板温は、第一の鋼板の重ね合わされていない部分（昇温速度の速い一枚部）と、重ね合わされている第二の鋼板（昇温速度が遅い重ね部）とにＫ型熱電対をスポット溶接し、測定した。
　また、重ね合わせブランクの加熱中の反りを確認するため、炉内の内部を観察できる隙間を設け、昇温途中の重ね合わせブランクの反りの最大値を実測した。実測の方法としては、高さ４０ｍｍ、５０ｍｍ、７０ｍｍのブロックを炉内に設置した上で、反りが７０ｍｍ超の場合は、量産で問題を生じるため不合格（ＮＧ：Ｎｏ　Ｇｏｏｄ）とし、反りが７０ｍｍ以下５０ｍｍ超の場合を合格３（Ｇ３：Ｇｏｏｄ　Ｎｏ３）とし、反りが５０ｍｍ以下４０ｍｍ超の場合を合格２（Ｇ２：Ｇｏｏｄ　Ｎｏ２）、反りが４０ｍｍ以下を合格１（Ｇ１：Ｇｏｏｄ　Ｎｏ１）と判断した。また、加熱完了後にブランクを搬出する際に反りが残ると、プレス機への搬送時に生産性の問題を生じる。そのため、加熱完了後に反りが４０ｍｍ以上残った場合についても、量産の際に問題を生じることから、不合格（ＮＧ：Ｎｏ　Ｇｏｏｄ）と判断した。判断した結果を、表１に示した。
　各水準は、本願発明例（以下、単に「発明例」と記載する。）をＡ１～Ａ１６とし、比較例をａ１～ａ８として表１に示した。
　なお、鋼板の板厚は、上述のように、それぞれマイクロゲージを用いて、ＪＩＳ　Ｇ　３３１４：２０１１に記載の通りの方法にて測定した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
  
　上記表１から明らかなように、発明例であるＡ１～Ａ１６は、昇温途中の反りが抑制され合格であった。しかしながら、比較例であるａ１～ａ３、ａ５～ａ８は、昇温途中の反りが大きく不合格であった。比較例のａ４は、加熱完了後に反りが４０ｍｍ以上残り不合格であった。
＜実施例２＞
　実施例１と同様に、供試材Ａ、Ｂ、Ｃ、Ｄ、Ｅの化学成分からなる鋼成分を有するスラブを、通常の熱延工程及び冷延工程を経て冷延鋼板とし、ゼンジミア式溶融アルミめっき処理ラインにてアルミめっき処理を両面に行って、Ａｌ系めっき鋼板の供試材とした。供試材Ａ、Ｂ、Ｃ、Ｄ、Ｅともに、めっき後、ガスワイピング法でめっき付着量を調整し、その後冷却した。この際のめっき浴組成としては、８９％Ａｌ－９％Ｓｉ－２％Ｆｅであった。また、Ａｌ系めっき層のめっき厚は、２５μｍであった。板厚は、以下の表２に示す通り、１．０ｍｍ～４．０ｍｍの厚さに調整した。
　第一の鋼板は、１２００×３００ｍｍのサイズとし、第二の鋼板は、４０×３０ｍｍから１１９６×１００ｍｍのサイズを切断して、以下の表２に示した合計板厚（ｔ１＋ｔ２）及び最大長さＬとなるように重ね合わせて準備した。本実施例では、第二の鋼板は、第一の鋼板からはみ出す部分が存在しないように重ね合わせた。そのため、本実施例において、面積Ｓ２は、第二の鋼板のサイズと一致している。これら２つの鋼板を、図１の打点（接合部３）に示すようにスポット溶接することで、ホットスタンプ用重ね合わせブランク４を作製した。
　表２に示す通り、以上のようにして作製した重ね合わせブランクを、予熱された炉内で一定時間加熱する工程において、板温２０～８００℃間の平均加熱速度を調査し、目標とする温度及び時間に保持後、加熱炉から搬出して搬送時間１０秒で搬送し、直ちに金型で荷重１００ｔｏｎにてプレスし、同時に金型内で冷却することで、図９に示したようなハット形状の重ね合わせホットスタンプ成形体を得た。このときの冷却速度は、５０℃／ｓ以上であった。
　昇温中の重ね合わせブランクの板温は、第一の鋼板の重ね合わされていない部分（昇温速度の速い一枚部）と、重ね合わされている第二の鋼板（昇温速度が遅い重ね部）とにＫ型熱電対をスポット溶接し、測定した。
　本試験後のハット成形品から、頭頂部（図１の符号７）を１００×５０ｍｍサイズで切り出し、端面をテープ保護した上で、塩水噴霧試験（ＪＩＳ　Ｚ　２３７１：２０１５）を実施することで耐食性を評価した。評価は、第一の鋼板の第二の鋼板と接していない面（図１の符号１ｂ）で実施した。２４時間後に赤錆面積率が５０％超であった場合を不合格（ＮＧ：Ｎｏ　Ｇｏｏｄ）とし、赤錆面積率が３０％超５０％以下であった場合を合格３（Ｇ２：Ｇｏｏｄ　Ｎｏ３）とし、赤錆面積率が２０％超３０％以下であった場合を合格２（Ｇ２：Ｇｏｏｄ　Ｎｏ２）、赤錆面積率が２０％以下であった場合を合格１（Ｇ１：Ｇｏｏｄ　Ｎｏ１）と判断した。
　また、同様に、頭頂部から２０×２０ｍｍサイズも切り出し、Ａｌ－Ｆｅ系めっき層の断面に前述の通りナイタールエッチング処理を施し、Ａｌ－Ｆｅ系めっき層の断面を光学顕微鏡にて１００μｍ×１００μｍの視野を観察して、めっき厚み及びＡｌ固溶Ｆｅ層の厚みを測定した。あわせて、めっき層の構成を観察すると共に、Ａｌ－Ｆｅ系めっき層中のＡｌ固溶Ｆｅ層に到達するクラックの単位長さ当たりの本数を測定した。
　測定した結果を表２に示す。
　Ａｌ固溶Ｆｅ層に到達するクラックの１００μｍ当たりの本数が、５本超を不合格（ＮＧ：Ｎｏ　Ｇｏｏｄ）とし、２本超５本以下を合格３（Ｇ３：Ｇｏｏｄ　Ｎｏ３）とし、２本以下を合格２（Ｇ２：Ｇｏｏｄ　Ｎｏ２）、１本以下を合格１（Ｇ１：Ｇｏｏｄ　Ｎｏ１）とした。
　各水準は、本願発明例（以下、単に「発明例」と記載する。）をＢ１～Ｂ１６とし、比較例をｂ１～ｂ７として表２に示した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
  
 
　表２において、本願の発明例となるＢ１～Ｂ１６は良好な耐食性を示し、比較例となるｂ１～ｂ７の耐食性は不合格であった。
　以上、添付図面を参照しながら本発明の好適な実施形態について詳細に説明したが、本発明はかかる例に限定されない。本発明の属する技術の分野における通常の知識を有する者であれば、特許請求の範囲に記載された技術的思想の範疇内において、各種の変更例または修正例に想到し得ることは明らかであり、これらについても、当然に本発明の技術的範囲に属するものと了解される。
　　１　　　第一の鋼板
　　１ａ　　第一の鋼板の中の第二の鋼板と接する面
　　１ｂ　　第一の鋼板の中の第二の鋼板と接しない面
　　２　　　第二の鋼板
　　２ａ　　第二の鋼板の中の第一の鋼板と接する面
　　２ｂ　　第二の鋼板の中の第一の鋼板と接しない面
　　３　　　接合部
　　４　　　ホットスタンプ用重ね合わせブランク
　　４ａ　　ホットスタンプ用重ね合わせブランクの中の重ね部
　　４ｂ　　ホットスタンプ用重ね合わせブランクの中の一枚部
　　５　　　ホットスタンプのための加熱炉
　　６　　　ホットスタンプのためのプレス金型
　　７　　　頭頂部
　　８　　　頭頂部側の曲げ部
　　９　　　フランジ側の曲げ部
　１０　　　縦壁部
　１１　　　フランジ部
　１２　　　重ね合わせホットスタンプ成形体
　１３　　　Ａｌ系めっき鋼板の片側の表面
　１４　　　Ａｌ系めっき層
　１５　　　母材
 

Claims (10)

  1. 　面積Ｓ１（ｃｍ２）を有する第一の鋼板と、前記第一の鋼板よりも小さい面積を有する少なくとも一枚の第二の鋼板と、を重ね合わせて接合された重ね合わせブランクを用いて、重ね合わせホットスタンプ成形体を製造する製造方法であって、
    　前記第一の鋼板及び前記第二の鋼板は、母材上にＡｌ系めっき層を有するＡｌ系めっき鋼板であり、
    　前記重ね合わせブランクを加熱炉で加熱する重ね合わせブランク加熱工程と、
    　前記加熱された前記重ね合わせブランクを、前記加熱炉から搬出してプレス装置に搬送する加熱ブランク搬送工程と、
    　前記加熱された重ね合わせブランクを前記プレス装置に設けられた金型でプレス加工して、重ね合わせホットスタンプ成形体を得るホットスタンプ工程と、
    を含み、
    　前記重ね合わせブランク加熱工程では、
    　前記第一の鋼板の板厚をｔ１（ｍｍ）、前記第二の鋼板の板厚をｔ２（ｍｍ）、前記第一の鋼板と前記第二の鋼板とが重ね合わされた、合計板厚（ｔ１＋ｔ２）の部分の板温２０℃～８００℃の間の平均加熱速度をＶ（℃／ｓ）、前記第一の鋼板のうち、前記第二の鋼板が重ね合わされていない部分の板温２０℃～８００℃の間の平均加熱速度をｖ１（℃／ｓ）とするとき、
    　前記重ね合わされた部分の合計板厚（ｔ１＋ｔ２）が、２．５ｍｍ以上５．０ｍｍ以下であり、
    　前記第二の鋼板の重ね合わされた部分の最大長さＬが、１００ｍｍ以上１１００ｍｍ以下であり、
    　前記平均加熱速度Ｖ、ｖ１が、下記式（１）及び式（２）の関係式を満足し、
    　前記第二の鋼板の面積のうち、前記第一の鋼板と重ね合わされている部分の面積をＳ２（ｃｍ２）とするとき、前記面積Ｓ１、Ｓ２、前記板厚ｔ１が、下記式（３）の関係式を満足し、
    　加熱時間及び加熱温度で定義される座標平面において、点Ａ（４分、９３０℃）、点Ｂ（１０分、９３０℃）、点Ｃ（２０分、８７０℃）及び点Ｄ（８分、８７０℃）で定まる図形ＡＢＣＤ内に位置する加熱温度及び加熱時間で、前記重ね合わせブランクを加熱する、重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法。
     
    　　１．０≦Ｖ≦４．０　　・・・式（１）
    　　（ｖ１－Ｖ）≦３．０　・・・式（２）
    　　４００≦（Ｓ１－Ｓ２）×（ｔ１／１０）≦９５０　・・・式（３）
     
  2. 　前記第二の鋼板の重ね合わされた部分の最大長さＬが、３００ｍｍ以上である、請求項１に記載の重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法。
  3. 　前記第一の鋼板及び前記第二の鋼板の前記母材は、質量％で、
    　Ｃ　：０．１０％以上０．５０％以下、
    　Ｓｉ：０．０１％以上２．００％以下、
    　Ｍｎ：０．３０％以上５．００％以下、
    　Ｐ　：０．１００％以下、
    　Ｓ　：０．１０００％以下、
    　Ｎ　：０．０１００％以下、
    　Ａｌ：０．５００％以下、
    　Ｂ　：０．０００２％以上０．０１００％以下
    を含有し、残部がＦｅ及び不純物からなる、請求項１又は２に記載の重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法。
  4. 　前記第一の鋼板及び前記第二の鋼板の前記母材は、残部のＦｅの一部に換えて、更に、質量％で、
    　Ｗ　：０％以上３．０％以下、
    　Ｃｒ：０％以上２．０％以下、
    　Ｍｏ：０％以上３．０％以下、
    　Ｖ　：０％以上２．０％以下、
    　Ｔｉ：０％以上０．５％以下、
    　Ｎｂ：０％以上１．０％以下、
    　Ｎｉ：０％以上５．０％以下、
    　Ｃｕ：０％以上３．０％以下、
    　Ｃｏ：０％以上３．０％以下、
    　Ｓｎ：０％以上０．１０％以下、
    　Ｓｂ：０％以上０．１０％以下、
    　Ｍｇ：０％以上０．００５０％以下、
    　Ｃａ：０％以上０．００５０％以下、
    　Ｏ　：０％以上０．００７０％以下、
    　ＲＥＭ：０％以上０．００７０％以下
    の一種以上を含有する、請求項３に記載の重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法。
  5. 　前記第一の鋼板の前記母材のＣ含有量Ｃ１（質量％）、及び、前記第二の鋼板の前記母材のＣ含有量Ｃ２（質量％）が、下記式（４）の関係式を満足する、請求項３又は４に記載の重ね合わせホットスタンプ成形体の製造方法。
     
    　　０．０３≦（Ｃ２－Ｃ１）≦０．３０　・・・式（４）
     
  6. 　面積Ｓ１（ｃｍ２）を有する第一の鋼板と、前記第一の鋼板よりも小さい面積を有する少なくとも一枚の第二の鋼板とが積層された、重ね合わせホットスタンプ成形体であって、
    　前記第一の鋼板及び前記第二の鋼板の表面に、Ａｌ－Ｆｅ系めっき層を有し、
    　前記Ａｌ－Ｆｅ系めっき層は、ＡｌとＦｅの化合物層及びＡｌ固溶Ｆｅ層からなり、
    　前記第一の鋼板及び前記第二の鋼板の板厚をそれぞれｔ１、ｔ２（ｍｍ）とするとき、前記第一の鋼板と前記第二の鋼板とが重ね合わされた部分の合計板厚（ｔ１＋ｔ２）は、２．５ｍｍ以上５．０ｍｍ以下であり、
    　前記第二の鋼板の重ね合わされた部分の最大長さＬは、１００ｍｍ以上１１００ｍｍ以下であり、
    　前記第二の鋼板の面積のうち、前記第一の鋼板と重ね合わされている部分の面積をＳ２（ｃｍ２）とするとき、前記面積Ｓ１、Ｓ２、板厚ｔ１が、下記式（３）の関係式を満足し、
    　前記第一の鋼板と前記第二の鋼板とが重ね合わされた部分のうち、前記第一の鋼板が前記第二の鋼板と接しない面の前記Ａｌ－Ｆｅ系めっき層において、前記Ａｌ固溶Ｆｅ層まで到達するクラックの本数が、前記Ａｌ－Ｆｅ系めっき層と平行な１００μｍの長さあたり５本以下であり、
    　前記第一の鋼板の、第二の鋼板と重ね合わされていない部分のＡｌ固溶Ｆｅ層の厚みＤ１（μｍ）と、前記第二の鋼板のＡｌ固溶Ｆｅ層の厚みＤ２（μｍ）とが、下記式（５）の関係式を満足する、重ね合わせホットスタンプ成形体。
     
    　　４００≦（Ｓ１－Ｓ２）×（ｔ１／１０）≦９５０　・・・式（３）
    　　（Ｄ１－Ｄ２）≦６．０　　　　　　　　　・・・式（５）
     
  7. 　前記第二の鋼板の重ね合わされた部分の最大長さＬが、３００ｍｍ以上である、請求項６に記載の重ね合わせホットスタンプ成形体。
  8. 　前記第一の鋼板及び前記第二の鋼板の母材は、質量％で、
    　Ｃ　：０．１０％以上０．５０％以下、
    　Ｓｉ：０．０１％以上２．００％以下、
    　Ｍｎ：０．３０％以上５．００％以下、
    　Ｐ　：０．１００％以下、
    　Ｓ　：０．１０００％以下、
    　Ｎ　：０．０１００％以下、
    　Ａｌ：０．５００％以下、
    　Ｂ　：０．０００２％以上０．０１００％以下
    を含有し、残部がＦｅ及び不純物からなる、請求項６又は７に記載の重ね合わせホットスタンプ成形体。
  9. 　前記第一の鋼板及び前記第二の鋼板の母材は、残部のＦｅの一部に換えて、更に、質量％で、
    　Ｗ　：０％以上３．０％以下、
    　Ｃｒ：０％以上２．０％以下、
    　Ｍｏ：０％以上３．０％以下、
    　Ｖ　：０％以上２．０％以下、
    　Ｔｉ：０％以上０．５％以下、
    　Ｎｂ：０％以上１．０％以下、
    　Ｎｉ：０％以上５．０％以下、
    　Ｃｕ：０％以上３．０％以下、
    　Ｃｏ：０％以上３．０％以下、
    　Ｓｎ：０％以上０．１０％以下、
    　Ｓｂ：０％以上０．１０％以下、
    　Ｍｇ：０％以上０．００５０％以下、
    　Ｃａ：０％以上０．００５０％以下、
    　Ｏ　：０％以上０．００７０％以下、
    　ＲＥＭ：０％以上０．００７０％以下
    の一種以上を含有する、請求項８に記載の重ね合わせホットスタンプ成形体。
  10. 　前記第一の鋼板の前記母材のＣ含有量Ｃ１（質量％）、及び、前記第二の鋼板の前記母材のＣ含有量Ｃ２（質量％）が、下記式（４）の関係式を満足する、請求項８又は９に記載の重ね合わせホットスタンプ成形体。
     
    　　０．０３≦（Ｃ２－Ｃ１）≦０．３０　・・・式（４）
     
     
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