(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
質量％で、Ｃ：０．０５％以上０．１８％以下、Ｍｎ：１％以上３％以下、Ｓｉ＋Ａｌ：０．５％以上２．５％未満およびＮ：０．００１％以上０．０１５％以下を含有し、残部Ｆｅおよび不純物からなる化学組成を有し、平均間隔１μｍ以下のラス組織から構成されるベイナイトの面積率が７０％以上、マルテンサイトの面積率が５％以上３０％以下であるともに、下記式（１）および（２）を満足する鋼組織を有することを特徴とする鋼材。
１．２≦ＨＭ０／ＨＢ０≦１．６                              ・・・・・（１）
０．９０≦｛（ＨＭ１０／ＨＭ０）／（ＨＢ１０／ＨＢ０）｝≦１．３・・・・・（２）
ここで、式中の記号は以下の値を表す。
ＨＭ０：前記マルテンサイトの初期平均ナノ硬さ
ＨＢ０：前記ベイナイトの初期平均ナノ硬さ
ＨＭ１０：１０％引張変形後の前記マルテンサイトの平均ナノ硬さ
ＨＢ１０：１０％引張変形後の前記ベイナイトの平均ナノ硬さ
【請求項２】
前記化学組成が、前記Ｆｅの一部に代えて、質量％で、Ｃｒ：０．５％以下およびＭｏ：０．２％以下からなる群から選択される１種または２種を含有することを特徴とする請求項１に記載の鋼材。
【請求項３】
前記化学組成が、前記Ｆｅの一部に代えて、質量％で、Ｔｉ：０．０５％以下、Ｎｂ：０．０５％以下およびＶ：０．２％以下からなる群から選択される１種または２種以上を含有することを特徴とする請求項１または２に記載の鋼材。
【請求項４】
前記化学組成が、前記Ｆｅの一部に代えて、質量％で、Ｂ：０．００２％以下を含有することを特徴とする請求項１から請求項３までのいずれかに記載の鋼材。
【請求項５】
軸圧壊して蛇腹状に塑性変形することにより衝撃エネルギーを吸収する衝撃吸収部を有する衝撃吸収部材であって、前記衝撃吸収部が請求項１から請求項４までのいずれか１項に記載された鋼材からなることを特徴とする衝撃吸収部材。
【請求項６】
曲げ圧壊して塑性変形することにより衝撃エネルギーを吸収する衝撃吸収部を有する衝撃吸収部材であって、前記衝撃吸収部が請求項１から請求項４までのいずれか１項に記載された鋼材からなることを特徴とする衝撃吸収部材。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、鋼材および衝撃吸収部材に関し、具体的には、衝撃荷重負荷時における割れの発生が抑制され、さらに有効流動応力の高い衝撃吸収部材の素材として好適な鋼材および衝撃吸収部材に関する。
【背景技術】
【０００２】
近年、地球環境保護の観点から、自動車からのＣＯ２排出量の低減の一環として、自動車車体の軽量化が求められており、自動車用鋼材の高強度化が指向されている。これは、鋼材の強度を向上させることにより、自動車用鋼材の薄肉化が可能となるためである。一方、自動車の衝突安全性向上に対する社会的要求もいっそう高くなっており、単に鋼材の高強度化のみだけでなく、走行中に衝突した場合の耐衝撃性に優れた鋼材の開発も望まれている。
【０００３】
ここで、衝突時の自動車用鋼材の各部位は、数１０（ｓ−１）以上の高いひずみ速度で変形を受けるため、動的強度特性に優れた高強度鋼材が要求される。
このような高強度鋼材として、静動差（静的強度と動的強度との差）が高い低合金ＴＲＩＰ鋼や、マルテンサイトを主体とする第２相を有する複相組織鋼といった高強度複相組織鋼材が知られている。
【０００４】
低合金ＴＲＩＰ鋼に関しては、例えば、特許文献１に、動的変形特性に優れた自動車衝突エネルギー吸収用加工誘起変態型高強度鋼板（ＴＲＩＰ鋼板）が開示されている。
また、マルテンサイトを主体とする第２相を有する複相組織鋼板に関しては、下記のような発明が開示されている。
【０００５】
特許文献２には、微細なフェライト粒からなり、結晶粒径が１．２μｍ以下のナノ結晶粒の平均粒径ｄｓと、結晶粒径が１．２μｍを超えるミクロ結晶粒の平均結晶粒径ｄＬとがｄＬ／ｄｓ≧３の関係を満足する、強度と延性バランスとが優れ、かつ、静動差が１７０ＭＰａ以上である高強度鋼板が開示されている。
【０００６】
特許文献３には、平均粒径が３μｍ以下のマルテンサイトと平均粒径が５μｍ以下のマルテンサイトの２相組織からなり、静動比が高い鋼板が開示されている。
特許文献４には、平均粒径が３．５μｍ以下のフェライト相を７５％以上含有し、残部が焼き戻しマルテンサイトからなる衝撃吸収特性に優れる冷延鋼板が開示されている。
【０００７】
特許文献５には、予歪を加えてフェライトとマルテンサイトから構成される２相組織とし、５×１０２〜５×１０３／ｓの歪速度における静動差が６０ＭＰａ以上を満足する冷延鋼板が開示されている。
【０００８】
さらに、特許文献６には、８５％以上のベイナイトとマルテンサイトなどの硬質相のみからなる耐衝撃特性に優れた高強度熱延鋼板が開示されている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００９】
【特許文献１】特開平１１−８０８７９号公報
【特許文献２】特開２００６−１６１０７７号公報
【特許文献３】特開２００４−８４０７４号公報
【特許文献４】特開２００４−２７７８５８号公報
【特許文献５】特開２０００−１７３８５号公報
【特許文献６】特開平１１−２６９６０６号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【００１０】
しかしながら、従来の衝撃吸収部材の素材である鋼材には、以下のような課題がある。すなわち、衝撃吸収部材（以下、単に「部材」ともいう。）の衝撃吸収エネルギーを向上するには、衝撃吸収部材の素材である鋼材（以下、単に「鋼材」ともいう。）の高強度化が必須である。
【００１１】
しかしながら、「塑性と加工」第４６巻  第５３４号  ６４１〜６４５頁に、衝撃吸収エネルギーを決定づける平均荷重（Ｆａｖｅ）が、
Ｆａｖｅ∝（σＹ・ｔ２）／４
σＹ：有効流動応力
ｔ：板厚
として与えられることが開示されているように、衝撃吸収エネルギーは鋼材の板厚に大きく依存する。したがって、単に鋼材を高強度化することだけでは、衝撃吸収部材について薄肉化と高衝撃吸収性能とを両立させることには限界がある。
【００１２】
ところで、例えば、国際公開第２００５／０１０３９６号パンフレット、国際公開第２００５／０１０３９７号パンフレット、さらには国際公開第２００５／０１０３９８号パンフレットにも開示されるように、衝撃吸収部材の衝撃吸収エネルギーはその形状にも大きく依存する。
【００１３】
すなわち、塑性変形仕事量を増大させるように衝撃吸収部材の形状を最適化することによって、単に鋼材を高強度化することだけでは達成し得ないレベルまで、衝撃吸収部材の衝撃吸収エネルギーを飛躍的に高めることができる可能性がある。
【００１４】
しかしながら、塑性変形仕事量を増大させるように衝撃吸収部材の形状を最適化したとしても、鋼材がその塑性変形仕事量に耐え得る変形能を有していなければ、想定していた塑性変形が完了する前に、衝撃吸収部材に早期に割れが生じてしまい、結果的に塑性変形仕事量を増大させることができず、衝撃吸収エネルギーを飛躍的に高めることができない。また、衝撃吸収部材に早期に割れが生じると、この衝撃吸収部材に隣接して配置された他の部材を損傷する等の予期せぬ事態を招きかねない。
【００１５】
従来は、衝撃吸収部材の衝撃吸収エネルギーが鋼材の動的強度に依存するとの技術思想に基づいて、鋼材の動的強度を高めることが指向されてきたが、単に鋼材の動的強度を高めることを指向するのでは顕著な変形能の低下を招く場合がある。このため、塑性変形仕事量を増大させるように衝撃吸収部材の形状を最適化したとしても、衝撃吸収部材の衝撃吸収エネルギーを飛躍的に高めることができるとは限らなかった。
【００１６】
また、そもそも上記技術思想に基づいて製造された鋼材の使用を前提として衝撃吸収部材の形状が検討されてきたため、衝撃吸収部材の形状の最適化は、当初から既存の鋼材の変形能を前提として検討されており、塑性変形仕事量を増大させるように、鋼材の変形能を高め、かつ衝撃吸収部材の形状を最適化するという検討自体が、これまで十分になされていなかった。
【課題を解決するための手段】
【００１７】
上述したように、衝撃吸収部材の衝撃吸収エネルギーを高めるには、塑性変形仕事量を増大させるように、鋼材を高強度化するのみならず衝撃吸収部材の形状を最適化することも重要である。
【００１８】
鋼材に関しては、塑性変形仕事量を増大させることができる、衝撃吸収部材の形状の最適化を可能にするように、衝撃荷重負荷時における割れの発生を抑制しつつ、塑性変形仕事量を増大させるように有効流動応力を高めることが重要である。さらに、衝突時における衝撃吸収部材の座屈方向が衝撃吸収部材の設計時において想定していた座屈方向と差異が生じた場合であっても、割れが抑制されて高い衝撃吸収エネルギーが得られるように、ロバスト性に優れることが求められる。
【００１９】
本発明者らは、衝撃吸収部材の衝撃吸収エネルギーを高めるとともにロバスト性に優れたものとすることを可能にするために、鋼材について、衝撃荷重負荷時における割れの発生を抑制するとともにロバスト性に優れたものとし、さらに有効流動応力を高める方法を鋭意検討し、以下に列記する新たな知見を得た。
【００２０】
（Ａ）衝撃吸収部材の衝撃吸収エネルギーを高めるには、鋼材について５％の真ひずみを付与した際の有効流動応力（以下、「５％流動応力」と記載する。）を向上させることが有効である。
【００２１】
（Ｂ）衝撃荷重負荷時における割れの発生を抑制するには、一様伸びと局部延性とを向上させることが有効である。
（Ｃ）衝撃荷重負荷時における割れの抑制に関するロバスト性を向上させるには、局部延性を向上させることが有効である。
【００２２】
（Ｄ）鋼材の５％流動応力を高めるには、降伏強度と低ひずみ域における加工硬化係数とを向上させることが有効である。
（Ｅ）降伏強度と低ひずみ域における加工硬化係数と向上させるには、鋼材の鋼組織を、ベイナイトを主相とし、ベイナイトより硬質であるマルテンサイトを第２相に含有する複相組織することが必要である。
【００２３】
（Ｆ）ベイナイトを主相とする複相組織鋼材の降伏強度と局部延性とは、ベイナイト面積率とベイナイトのラス組織の平均間隔（以下、「平均ラス間隔」ともいう。）とに依存する。したがって、ベイナイトを主相とする複相組織鋼材において高い降伏強度と高い局部延性を得るには、平均ラス間隔の上限を限定したベイナイト面積率の下限を限定する必要がある。
【００２４】
（Ｇ）第２相に含有されるマルテンサイトは、低ひずみ域における加工硬化係数の向上と一様伸びの向上とに寄与する。したがって、マルテンサイト面積率の下限を限定する必要がある。
【００２５】
（Ｈ）一方、マルテンサイト面積率が過大であると局部延性の低下をもたらす。したがってマルテンサイト面積率の上限を限定する必要がある。
（Ｉ）主相であるベイナイトと第２相に含有されるマルテンサイトとの硬度比が過大であると、塑性変形によって可動転位が発生しやすくなるため降伏強度が低下する。したがって、主相であるベイナイトとマルテンサイトとの硬度比の上限を限定する必要がある。
【００２６】
（Ｊ）一方、主相であるベイナイトと第２相に含有されるマルテンサイトとの硬度比が過小であると、マルテンサイトを含有させることによって低ひずみ域における加工硬化係数の向上と一様伸びの向上とを図ることが困難となる。したがって、主相であるベイナイトとマルテンサイトとの硬度比の下限を限定する必要がある。
【００２７】
（Ｋ）ベイナイトを主相とする複相組織鋼材において、塑性変形によりベイナイトにのみひずみが集中して加工硬化すると、ベイナイト中のせん断帯や粒界に沿って割れが発生し易くなって局部延性が低下する。一方、塑性変形により第２相が過度に硬化しても、主相と第２相との硬度差が大きくなるために両者の界面から割れが発生し易くなって局部延性が低下する。したがって、ベイナイトを主相とする複相組織鋼材において高い局部延性を得るには、主相であるベイナイトと第２相との間でひずみを適度に分配させる必要がある。すなわち、塑性変形の際に主相であるベイナイトと第２相とを同程度に加工硬化させることが必要である。このための指標としては、１０％引張変形後の加工硬化率の比率を用いることが好適であり、ベイナイトを主相とし第２相にマルテンサイトを含有する複相組織鋼材においては、１０％引張変形後のベイナイトの加工硬化率と１０％引張変形後のマルテンサイトの加工硬化率との比について上限および下限を限定する必要がある。
【００２８】
本発明は上記の新たな知見に基づいてなされたものであり、その要旨は以下のとおりである。
【００２９】
（１）Ｃ：０．０５％以上０．１８％以下（本明細書では特に断りがない限り化学組成に関する「％」は「質量％」を意味する）、Ｍｎ：１％以上３％以下、Ｓｉ＋Ａｌ：０．５％以上２．５％未満およびＮ：０．００１％以上０．０１５％以下を含有し、残部Ｆｅおよび不純物からなる化学組成を有し、平均間隔１μｍ以下のラス組織から構成されるベイナイトの面積率が７０％以上、マルテンサイトの面積率が５％以上３０％以下であるともに、下記式（１）および（２）を満足する鋼組織を有することを特徴とする鋼材。
１．２≦ＨＭ０／ＨＢ０≦１．６                              ・・・・・（１）
０．９０≦｛（ＨＭ１０／ＨＭ０）／（ＨＢ１０／ＨＢ０）｝≦１．３・・・・・（２）
ここで、式中の記号は以下の値を表す。
ＨＭ０：前記マルテンサイトの初期平均ナノ硬さ
ＨＢ０：前記ベイナイトの初期平均ナノ硬さ
ＨＭ１０：１０％引張変形後の前記マルテンサイトの平均ナノ硬さ
ＨＢ１０：１０％引張変形後の前記ベイナイトの平均ナノ硬さ
【００３０】
（２）前記化学組成が、前記Ｆｅの一部に代えて、Ｃｒ：０．５％以下およびＭｏ：０．２％以下からなる群から選択される１種または２種を含有することを特徴とする（１）項に記載の鋼材。
【００３１】
（３）前記化学組成が、前記Ｆｅの一部に代えて、Ｔｉ：０．０５％以下、Ｎｂ：０．０５％以下およびＶ：０．２％以下からなる群から選択される１種または２種以上を含有することを特徴とする（１）項または（２）項に記載の鋼材。
【００３２】
（４）前記化学組成が、前記Ｆｅの一部に代えて、Ｂ：０．００２％以下を含有することを特徴とする（１）項から（３）項までのいずれかに記載の鋼材。
【００３３】
（５）軸圧壊して蛇腹状に塑性変形することにより衝撃エネルギーを吸収する衝撃吸収部を有する衝撃吸収部材であって、前記衝撃吸収部が（１）項から（４）項までのいずれか１項に記載された鋼材からなることを特徴とする衝撃吸収部材。
【００３４】
（６）曲げ圧壊して塑性変形することにより衝撃エネルギーを吸収する衝撃吸収部を有する衝撃吸収部材であって、前記衝撃吸収部が（１）項から（４）項までのいずれか１項に記載された鋼材からなることを特徴とする衝撃吸収部材。
【００３５】
本発明に係る鋼材は、軸圧壊して蛇腹状に塑性変形することにより衝撃エネルギーを吸収する衝撃吸収部を有する衝撃吸収部材における該衝撃吸収部の素材として好適である。特に自動車用の衝撃吸収部材の素材として好適であり、例えば、自動車用の衝撃吸収部材としては、閉じた断面を有する筒状の本体を有するクラッシュボックス（バンパーリインフォースを支持しながら、例えばサイドメンバーといったボディシェルに装着され、バンパーリインフォースから負荷される衝撃荷重によって軸圧壊して蛇腹状に塑性変形する）の素材として用いることが好ましい。また、サイドメンバー、フロントアッパーレール、サイドシル、クロスメンバー等の素材として用いることが好ましい。
【００３６】
本発明に係る鋼材は、ロバスト性に優れるため、軸方向以外の衝撃に対する衝撃吸収能にも優れる。したがって、曲げ圧潰して塑性変形することにより衝撃エネルギーを吸収する衝撃吸収部を有する衝撃吸収部材における該衝撃吸収部の素材としても好適であり、例えば、センターピラー等の素材として用いることも好ましい。
【発明の効果】
【００３７】
本発明によれば、衝撃荷重が負荷された時における衝撃吸収部材の割れの発生を抑制または解消でき、さらに有効流動応力の高い衝撃吸収部材を得ることが可能となるので、衝撃吸収部材の衝撃吸収エネルギーを飛躍的に高めることが可能となる。斯かる衝撃吸収部材を適用することにより、製品の衝突安全性を一層向上させることが可能になるので、産業上極めて有益である。
【図面の簡単な説明】
【００３８】
【図１】図１は、自動車車体における衝撃吸収部材の適用部位の例を示す説明図である。
【図２】図２は、衝撃吸収部の形状の一例を示す二面図である。
【図３】図３は、衝撃吸収部の形状の一例を示す二面図である。
【図４】図４は、軸圧潰における平均圧潰荷重と５％流動応力との関係を示すグラフである。
【図５】図５は、軸圧潰における安定座屈率と５％流動応力、一様伸びおよび穴拡げ率との関係を示すグラフである。
【図６】図６は、曲げ圧潰試験における衝撃吸収エネルギーと５％流動応力との関係を示すグラフである。
【発明を実施するための形態】
【００３９】
以下、本発明を説明する。
１．鋼組織
（１）複相組織
本発明に係る鋼材の鋼組織は、高い降伏強度と低ひずみ域の加工硬化係数とを得て有効流動応力を高めるために、ベイナイトを主相とし、マルテンサイトを第２相に含有する複相組織とする。
【００４０】
第２相には、平均間隔１μｍ超のラス組織から構成されるベイナイト、オーステナイト、フェライト、セメンタイトやパーライトが不可避的に含有される場合があるが、５面積％以下であれば許容される。
【００４１】
平均間隔１μｍ以下のラス組織から構成されるベイナイトの面積率は７０％以上である。
ベイナイトを主相とする複相組織鋼材において、ベイナイト面積率とベイナイトの平均ラス間隔とは、降伏強度と局部延性とに影響を及ぼす。すなわち、ベイナイトの面積率を高めてベイナイトのラスを微細化することにより降伏強度が向上し、穴拡げ性や曲げ性に代表される局部延性が向上する。平均間隔１μｍ以下のラス組織から構成されるベイナイトの面積率が７０％未満では、降伏強度および局部延性の不足により良好な衝撃吸収能を有する衝撃吸収部材を得ることが困難となる。したがって、平均間隔１μｍ以下のラス組織から構成されるベイナイトの面積率を７０％未満以上とする。なお、ベイナイトのラス間隔はより微細であることが好ましいので平均ラス間隔の下限は特に規定する必要はないが、Ｃ含有量が０．１８％以下である化学組成ではラスの微細化には限界があり、通常０．２μｍ以上となる。
【００４２】
なお、ベイナイトの平均ラス間隔は、鋼材の圧延方向に平行な板厚断面をエメリー紙およびアルミナ粉で研磨し、さらに電解研磨処理を行った後、ＦＥ−ＳＥＭ（電界放射型走査電子顕微鏡）に付帯したＥＢＳＤ（電子線後方散乱回折）を用いて観察し、方位差が５度以上の界面をラス界面とみなし、その界面の平均間隔から求めるものである。
【００４３】
（２）マルテンサイト面積率：５％以上３０％以下
ベイナイトを主相とする複相組織鋼材において、マルテンサイトは、降伏強度と低ひずみ域における加工硬化率とを向上させ、５％流動応力を高める作用を有する。また、一様伸びを高める作用をも有する。マルテンサイト面積率が５％未満では、５％流動応力や一様伸びの不足により良好な衝撃吸収能を有する衝撃吸収部材を得ることが困難となる。したがって、マルテンサイト面積率は５％以上とする。一方、マルテンサイト面積率が３０％超では局部延性が低下し、不安定座屈による割れが発生しやすくなる。したがって、マルテンサイトの面積率は３０％以下とする。
【００４４】
ベイナイトとマルテンサイトと硬度比は、（１）式に示すように、１．２≦ＨＭ０／ＨＢ０≦１．６である。
主相であるベイナイトの初期平均ナノ硬さ（ＨＢ０）と第２相に含有されるマルテンサイトの初期平均ナノ硬さ（ＨＭ０）との硬度比（ＨＭ０／ＨＢ０）が１．２未満では、マルテンサイトを含有させることによって低ひずみ域における加工硬化係数の向上と一様伸びの向上とを図ることが困難となり、割れが発生しやすくなる。したがって、上記硬度比（ＨＭ０／ＨＢ０）は１．２以上とする。
【００４５】
一方、上記硬度比（ＨＭ０／ＨＢ０）が１．６超では、ベイナイト主相と硬質第２相間の硬度比が大きいと、塑性変形により可動転位が発生しやすくなるため降伏強度が低下する。それにより、衝撃吸収エネルギーが低下して良好な衝撃吸収能を有する衝撃吸収部材を得ることが困難となる。したがって、上記硬度比（ＨＭ０／ＨＢ０）は１．６以下とする。
【００４６】
ベイナイトとマルテンサイトとの加工硬化率比は、（２）式に示すように、０．９≦｛（ＨＭ１０／ＨＭ０）／（ＨＢ１０／ＨＢ０）｝≦１．３である。
ベイナイトを主相とする複相組織鋼材において、塑性変形によりベイナイトにのみひずみが集中して加工硬化すると、ベイナイト中のせん断帯や粒界に沿って割れが発生し易くなって局部延性が低下する。一方、塑性変形により第２相が過度に硬化しても、主相と第２相との硬度差が大きくなるために両者の界面から割れが発生し易くなって局部延性が低下する。したがって、ベイナイトを主相とする複相組織鋼材において高い局部延性を得るには、主相であるベイナイトと第２相との間でひずみを適度に分配させる必要がある。すなわち、塑性変形の際に主相であるベイナイトと第２相とを同程度に加工硬化させることが必要である。このための指標としては、１０％引張変形後の加工硬化率の比率を用いることが好適であり、ベイナイトを主相とし第２相にマルテンサイトを含有する複相組織鋼材においては、１０％引張変形後のベイナイトの加工硬化率と最も硬質な相であるマルテンサイトの１０％引張変形後の加工硬化率との比について上限および下限を限定する必要がある。
【００４７】
具体的には、ベイナイトの初期平均ナノ硬さ（ＨＢ０）および１０％引張変形後のベイナイトの平均ナノ硬さ（ＨＢ１０）から求めるベイナイトの加工硬化率（ＨＢ１０／ＨＢ０）と、マルテンサイトの初期平均ナノ硬さ（ＨＭ０）および１０％引張変形後のマルテンサイトの平均ナノ硬さ（ＨＭ１０）から求めるマルテンサイトの加工硬化率（ＨＭ１０／ＨＭ０）との比である加工硬化率比｛（ＨＭ１０／ＨＭ０）／（ＨＢ１０／ＨＢ０）｝について上限および下限を限定する必要がある。
【００４８】
上記加工硬化率比が０．９０未満では、塑性変形によりベイナイトにのみひずみが集中して加工硬化すると、ベイナイト中のせん断帯や粒界に沿って割れが発生し易くなって局部延性が低下する。したがって、上記加工硬化率比は０．９０以上とする。一方、上記加工硬化率比が１．３超では、マルテンサイトが過度に硬化することにより局部延性が低下する。よって、上記加工硬化率比は１．３以下とする。
【００４９】
２．化学組成
（１）Ｃ：０．０５％以上０．１８％以下
Ｃは、主相であるベイナイトおよび第２相に含有されるマルテンサイトの生成を促進する作用を有する。また、マルテンサイトの強度を高めることにより引張強度を向上させる作用を有する。また、固溶強化により鋼を強化し、降伏強度および引張強度を向上させる作用を有する。しかしながら、Ｃ含有量が０．０５％未満では、上記作用による効果を得ることが困難な場合がある。したがって、Ｃ含有量は０．０５％以上とする。一方、Ｃ含有量が０．１８％を超えると、マルテンサイトやオーステナイトが過剰に生成して、局部延性の著しい低下を招く場合がある。したがって、Ｃ含有量は０．１８％以下とする。
【００５０】
（２）Ｍｎ：１％以上３％以下
Ｍｎは、主相であるベイナイトおよび第２相に含有されるマルテンサイトの生成を促進する作用を有する。また、固溶強化により鋼を強化し、降伏強度および引張強度を向上させる作用を有する。また、固溶強化によりベイナイトの強度を高めるので、高歪負荷条件下におけるベイナイトの硬度を高めることにより局部延性を向上させる作用を有する。Ｍｎ含有量が１％未満では、上記作用による効果を得ることが困難な場合がある。したがって、Ｍｎ含有量は１％以上とする。好ましくは１．５％以上である。一方、Ｍｎ含有量が３％超では、マルテンサイトが過剰に生成して、局部延性の著しい低下を招く場合がある。したがって、Ｍｎ含有量は３％以下とする。好ましくは２．５％以下である。
【００５１】
（３）Ｓｉ＋Ａｌ：０．５％以上２．５％未満
ＳｉおよびＡｌは、ベイナイト中の炭化物の生成を抑制することにより均一延性や局部延性を向上させる作用を有する。また、固溶強化により鋼を強化し、降伏強度および引張強度を向上させる作用を有する。また、固溶強化によりベイナイトの強度を高めるので、高歪負荷条件下におけるベイナイトの硬度を高めることにより局部延性を向上させる作用を有する。ＳｉおよびＡｌの合計含有量（本明細書では「（Ｓｉ＋Ａｌ）量」ともいう。）が０．５％未満では上記作用による効果を得ることが困難である。したがって、（Ｓｉ＋Ａｌ）量は０．５％以上とする。一方、（Ｓｉ＋Ａｌ）量を２．５％以上としても、上記作用による効果は飽和してしまいコスト的に不利となる。したがって、（Ｓｉ＋Ａｌ）量は２．５％未満とする。
【００５２】
（４）Ｎ：０．００１％以上０．０１５％以下
Ｎは、固溶強化により鋼を強化し、降伏強度および引張強度を向上させる作用を有する。また、固溶強化によりベイナイトの強度を高めるので、高歪負荷条件下におけるベイナイトの硬度を高めることにより局部延性を向上させる作用を有する。また、ＴｉやＮｂを含有させる場合には、鋼中に窒化物を形成してオーステナイトの粒成長を抑制し、ベイナイトのパケットを微細化することにより、降伏強度および引張強度を向上させる作用を有する。Ｎの含有量が０．００１％未満では、上記作用による効果を得ることが困難となる。したがって、Ｎ含有量は０．００１％以上とする。一方、Ｎ含有量が０．０１５％超では、鋼中に粗大な窒化物を形成して、均一延性および局部延性の著しい低下を招く場合がある。したがって、Ｎ含有量は０．０１５％以下とする。
【００５３】
（５）Ｃｒ：０．５％以下およびＭｏ：０．２％以下からなる群から選択される１種または２種
ＣｒおよびＭｏは、焼き入れ性を高め、ベイナイトの生成を促進する作用を有する。また、マルテンサイトに代表される硬質第２相の生成を促進する作用を有する。さらにまた、固溶強化により鋼を強化し、降伏強度および引張強度を向上させる作用を有する。したがって、ＣｒおよびＭｏからなる群から選択される１種または２種を含有させてもよい。
【００５４】
しかしながら、Ｃｒ含有量が０．５％を超えたり、Ｍｏ含有量が０．２％を超えたりすると、一様伸びや局部延性の著しい低下を招く場合がある。したがって、Ｃｒ含有量は０．５％以下、Ｍｏ含有量は０．２％以下とする。なお、上記作用による効果をより確実に得るにはＣｒ：０．１％以上およびＭｏ：０．１％以上のいずれかを満足させることが好ましい。
【００５５】
（６）Ｔｉ：０．０５％以下、Ｎｂ：０．０５％以下およびＶ：０．２％以下からなる群から選択される１種または２種以上
Ｔｉ、ＮｂおよびＶは、鋼中に炭窒化物を形成するなどしてオーステナイトの粒成長を抑制し、割れ感受性を低下させる作用がある。また、ベイナイト中に析出して析出強化の作用により降伏強度を向上させる作用を有する。したがって、Ｔｉ、ＮｂおよびＶの１種または２種以上を含有させてもよい。しかしながら、Ｔｉ含有量が０．０５％を超えたり、Ｎｂ含有量が０．０５％を超えたり、Ｖ含有量が０．２％を超えたりすると局部延性の低下が著しくなる場合がある。また、Ｔｉについては、鋼中に形成する窒化物が粗大となってしまい、均一延性および局部延性の著しい低下を招く場合がある。したがって、ＴｉおよびＮｂの含有量はそれぞれ０．０５％以下、Ｖの含有量は０．２％以下とする。なお、上記作用による効果をより確実に得るには、Ｔｉ、ＮｂおよびＶのいずれかの含有量を０．００２％以上とすることが好ましい。
【００５６】
（７）Ｂ：０．００２％以下
Ｂは、焼入性を向上させ、ベイナイト組織の生成を促進する作用を有する。したがって、Ｂを含有させてもよい。しかしながら、Ｂ含有量が０．００２％を超えると、マルテンサイトの硬さが過度に上昇し、局部延性に悪影響を及ぼす場合がある。したがって、Ｂ含有量は０．００２％以下とする。なお、上記作用による効果をより確実に得るにはＢの含有量を０．００１％以上とすることが好ましい。
【００５７】
３．用途
上述した鋼材は、軸圧壊して蛇腹状に塑性変形することにより衝撃エネルギーを吸収する衝撃吸収部を有する衝撃吸収部材における該衝撃吸収部に適用することが好ましい。
【００５８】
上記衝撃吸収部に上記鋼材を適用すると、衝撃荷重が負荷された時における衝撃吸収部材の割れの発生が抑制または解消されるとともに有効流動応力が高いことから、上記衝撃吸収部材の衝撃吸収エネルギーを飛躍的に高めることが可能となる。
【００５９】
図１は、自動車車体１における衝撃吸収部材の適用部位の例を示す説明図である。軸圧壊して蛇腹状に塑性変形することにより衝撃エネルギーを吸収する衝撃吸収部を有する衝撃吸収部材としては、例えば自動車部材においては、図１に網掛により示すような部材（フロントクラッシュボックス２、リアクラッシュボックス３、フロントサイドメンバー（フロントフレーム）４、リアサイドメンバー（リアフレーム）５、フロントアッパーレール６、サイドシル（ロッカー）７等）や各種クロスメンバー８等の部材を例示することができる。
【００６０】
図２、３は、いずれも、衝撃吸収部９、１０の形状の一例を示す二面図である。
また、上記衝撃吸収部の形状としては、閉断面の筒状体が好適であり、例えば図２に示すような四角形の閉断面を有する筒状体や、図３に示すような八角形の閉断面を有する筒状体を例示することができる。
【００６１】
なお、図２および図３では軸方向の断面形状が一定である例を示しているが、これに限られるものではなく、連続的に変化する形状であってもよい。また、図２および図３では断面形状が四角形や八角形である例を示しているが、これに限られるものではなく、任意の多角形であってもよい。
【００６２】
また、上述した鋼材は、ロバスト性に優れるため、軸方向以外の衝撃に対する衝撃吸収能にも優れる。したがって、曲げ圧潰して塑性変形することにより衝撃エネルギーを吸収する衝撃吸収部を有する衝撃吸収部材における該衝撃吸収部に適用することも好ましい。曲げ圧壊して塑性変形することにより衝撃エネルギーを吸収する衝撃吸収部を有する衝撃吸収部材としては、図１におけるフロントクラッシュボックス２、リアクラッシュボックス３、フロントサイドメンバー（フロントフレーム）４、リアサイドメンバー（リアフレーム）５、フロントアッパーレール６、サイドシル（ロッカー）７、各種クロスメンバー８、バンパーリインフォースメント１１、センターピラー（Ｂポスト）１２等の各種ピラー等の部材を例示することができる。
４．めっき層
上述した鋼板の表面には、耐食性の向上等を目的としてめっき層を設けて表面処理鋼板としてもよい。めっき層は電気めっき層であってもよく溶融めっき層であってもよい。
【００６３】
電気めっき層としては、電気亜鉛めっき、電気Ｚｎ−Ｎｉ合金めっき等が例示される。溶融めっき層としては、溶融亜鉛めっき、合金化溶融亜鉛めっき、溶融アルミニウムめっき、溶融Ｚｎ−Ａｌ合金めっき、溶融Ｚｎ−Ａｌ−Ｍｇ合金めっき、溶融Ｚｎ−Ａｌ−Ｍｇ−Ｓｉ合金めっき等が例示される。
【００６４】
めっき付着量は特に制限されず、従来と同様でよい。また、めっき後に適当な化成処理（例えば、シリケート系のクロムフリー化成処理液の塗布と乾燥）を施して、耐食性をさらに高めることも可能である。
５．製造方法
上述した鋼材は、以下の製造方法により製造することが好ましい。
【００６５】
（１）熱間圧延条件
上記化学組成を有するスラブに、８００℃以上９５０℃以下の温度域における総圧下率を５０％以上とする熱間圧延を施し、熱間圧延完了後０．４秒間以内に冷却を開始して６００℃／秒以上の平均冷却速度で４００℃以上５００℃以下の温度域まで冷却し、２０℃／秒以上１００℃／秒未満の平均冷却速度で３５０℃以下の温度域まで冷却して巻取ることが好ましい。
【００６６】
まず、８００℃以上９５０℃以下の温度域における総圧下率を５０％以上とする熱間圧延を施すことにより、オーステナイト中に大量の加工歪を蓄積し、熱間圧延完了後０．４秒間以内に冷却を開始して６００℃／秒以上の平均冷却速度で４００℃以上５００℃以下の温度域まで冷却することにより、微細なラスからなるベイナイト組織を得ることができる。
【００６７】
そして、２０℃／秒以上１００℃／秒未満の平均冷却速度で３５０℃以下の温度域まで冷却して巻取ることにより、ベイナイト変態しなかった残りのオーステナイトをマルテンサイトに変態させて、第２相にマルテンサイトを含有するものとすることができる。
【００６８】
（２）冷間圧延、連続焼鈍、溶融亜鉛めっき等
上記の熱延鋼板に冷間圧延および連続焼鈍を施して冷延鋼板とする場合には、冷間圧延における圧下率を４０％以上９０％以下とし、７５０℃以上９００℃以下の温度域に１０秒間以上１５０秒間以下保持し、次いで、８℃／秒以上の平均冷却速度で５００℃以下の温度域まで冷却する連続焼鈍を施すことが好ましい。１５℃／秒以上の平均冷却速度で４５０℃以下の温度域まで冷却する連続焼鈍を施すことがさらに好ましい。
【００６９】
冷間圧延における圧下率を４０％以上とすることにより加工歪を蓄積し、７５０℃以上９００℃以下の温度域に１０秒間以上１５０秒間以下保持後、８℃／秒以上の平均冷却速度で５００℃以下の温度域まで冷却することにより、ベイナイト変態を促進し、変態しなかった残りのオーステナイトをマルテンサイトに変態させて、第２相にマルテンサイトを含有するものとすることができる。
【００７０】
このようにして得られた鋼板は、さらに溶融亜鉛めっき浴に浸漬して溶融亜鉛めっきを施すことにより溶融亜鉛めっき鋼板としてもよい。溶融亜鉛めっきを施したのちにさらに合金化処理を施して合金化溶融亜鉛めっき鋼板としてもよい。合金化処理を施す場合には５５０℃を超えないようにすることが好ましい。溶融亜鉛めっきや合金化処理を施す場合には連続溶融亜鉛めっき設備を用いて、連続焼鈍と溶融亜鉛めっき等とを一工程で行うことが生産性の観点から好ましい。
【実施例】
【００７１】
表１に示す化学組成を有するスラブ（厚さ：３５ｍｍ、幅：１６０〜２５０ｍｍ、長さ：７０〜９０ｍｍ）を用いて実験を行った。いずれも１５０ｋｇの溶鋼を真空溶製して鋳造した後、炉内温度１２５０℃で加熱し、９５０℃以上の温度で熱間鍛造を行いスラブとしたものである。
【００７２】
【表１】
0005605310.tif 000002
【００７３】
上記スラブを１２５０℃で１時間以内の再加熱した後、熱間圧延試験機を用いて、４パスの粗熱間圧延を施し、さらに３パスの仕上熱間圧延を施して熱延鋼板とした。熱間圧延条件を表２に示す。
【００７４】
【表２】
0005605310.tif 000003
【００７５】
さらに、一部の熱延鋼板については、冷間圧延を施した後、連続焼鈍シミュレータを用いて、表３に示す熱処理を施した。これらの条件を表３に示す。
【００７６】
【表３】
0005605310.tif 000004
【００７７】
このようにして得られた熱延鋼板および冷延鋼板について、以下の調査を行った。
ＪＩＳ５号引張試験片を採取して引張試験を行うことにより、降伏強度（ＹＳ：０．２％耐力）、引張強度（ＴＳ）、一様伸び（ｕ−Ｅｌ）を求めた。
【００７８】
端面ダメージの影響を除去するために機械加工穴についてリーマー加工を施し、他は日本鉄鋼連盟規格ＪＦＳ  Ｔ  １００１−１９９６に準じた穴拡げ試験を行って、穴拡げ率を求めた。
【００７９】
鋼板の圧延方向に平行な断面の板厚の１／４深さ位置についてＥＢＳＤ解析を行い、粒界面方位差マップおよびイメージクオリィマップから平均間隔１μｍ以下のラス組織から構成されるベイナイトの面積率およびマルテンサイトの面積率を求めた。
【００８０】
ベイナイトおよびマルテンサイトのナノ硬さはナノインデンテーション法によって求めた。板厚の１／４深さ位置をエメリー紙で研磨後、コロイダルシリカにてメカノケミカル研磨を行い、さらに電解研磨により加工層を除去して試験に供した。ナノインデンテーションはバーコビッチ型圧子を用い、押し込み荷重５００μＮで行った。この時の圧痕サイズは、直径０．１μｍ以下である。ベイナイトおよびマルテンサイトのそれぞれについてランダムに２０点測定し、それぞれの平均ナノ硬さを求めた。１０％引張変形後についても上記方法によりベイナイトおよびマルテンサイトの平均ナノ硬さを求めた。
【００８１】
さらに、上記鋼板を用いて角筒部材を作製し、軸方向の衝突速度を６４ｋｍ／ｈとする軸圧潰試験を実施し、衝突吸収性能を評価した。角筒部材の軸方向に垂直な断面の形状は正八角形として、角筒部材の軸方向長さは２００ｍｍとした。
【００８２】
上記角筒部材について、上記正八角形の１辺の長さ（角部の曲線部を除く直線部の長さ）（Ｗｐ）と鋼板の板厚（ｔ）とを用いた断面形状因子（Ｗｐ／ｔ）と、衝突吸収エネルギー指数（Ｅｐａ）および割れ発生率との関係を調査した。
【００８３】
ここで、衝突吸収エネルギー指数（Ｅｐａ）は、座屈時に上記角筒部材にかかる平均応力を求め、鋼板の引張強度で規格化したパラメータであり、下記式（３）で規定されるものである。
【００８４】
【数１】
0005605310.tif 000005
【００８５】
ここで、Ｌｏａｄ  Ｆａｖｅは部材にかかる平均荷重であり、Ｌは上記正多角形の周長であり、ｔは鋼板の板厚である。
また、安定座屈率は、軸圧潰試験により割れが生じなかった試験体の割合であり、全試験体数に対する割れが発生しなかった試験体数の割合である。
【００８６】
一般に、断面形状因子（Ｗｐ／ｔ）が小さくなるほど衝突エネルギーが高くなる。しかしながら、断面形状因子（Ｗｐ／ｔ）が小さくなるほど単位圧潰量当りの塑性変形仕事量が大きくなる。このため、圧潰途中で割れが生じる可能性が高まり、結果的に塑性変形仕事量を増大させることはできず、衝撃吸収エネルギーを高めることができない場合がある。
【００８７】
結果を表４にまとめて示す。
【００８８】
【表４】
0005605310.tif 000006
【００８９】
また、試験番号１〜１５について、２種類の断面形状因子（Ｗｐ／ｔ＝２０、１６）における平均圧潰荷重と５％流動応力との関係を図４にグラフで示す。また、それぞれの断面形状因子における安定座屈率、５％流動応力、一様伸びおよび穴拡げ率の関係を図５にグラフで示す。
【００９０】
また、ハット成形した鋼板と平板の鋼板とをアーク溶接したハット型部材を作成し、軸方向に対して直角方向に衝突速度を６４ｋｍ／ｈとする曲げ圧潰試験を実施し、衝突吸収性能を評価した。
【００９１】
図６に、曲げ圧潰試験における衝撃吸収エネルギーと５％流動応力との関係をグラフで示す。
本発明に係る鋼材は、断面形状因子Ｗｐ／ｔ＝２０における軸圧潰による平均荷重が０．３４ｋＮ／ｍｍ２以上と高い。さらに、断面形状因子Ｗｐ／ｔ＝２０における安定座屈率が８０％以上、断面形状因子Ｗｐ／ｔ＝１６における安定座屈率が３０％以上である。さらには、軸圧潰だけではなく、曲げ圧潰時にも良好な衝撃吸収性能を発揮することからロバスト性に優れているといえる。
【符号の説明】
【００９２】
１  自動車車体
２  フロントクラッシュボックス
３  リアクラッシュボックス
４  フロントサイドメンバー（フロントフレーム）
５  リアサイドメンバー（リアフレーム）
６  フロントアッパーレール
７  サイドシル（ロッカー）
８  クロスメンバー
９、１０  衝撃吸収部
１１  バンパーリインフォースメント
１２  センターピラー（Ｂポスト）
【図１】
0005605310.tif 000007
【図２】
0005605310.tif 000008
【図３】
0005605310.tif 000009
【図４】
0005605310.tif 000010
【図５】
0005605310.tif 000011
【図６】
0005605310.tif 000012