(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
圧延方向のランクフォード値（ｒ０）、圧延直交方向のランクフォード値（ｒ９０）、圧延４５゜方向のランクフォード値（ｒ４５）から算出される面内異方性パラメータδｒが下記条件式（１）を満足する鋼板を成形時にフランジ部からの材料流入を伴う鋼板ハイドロフォーム法により成形することを特徴とするハイドロフォーム成形品の製造方法。
【数１】
0003767517.tif 000020
【請求項２】
前記鋼板は、一軸引張試験における、真応力（σ）〜対数歪（ε）線図において降伏点応力（σｅ）および前記σとεの関係において（ε）＝ｎ／３（ｎ：加工硬化指数）での応力（σ＊）が下記条件式（２）を満足することを特徴とする請求項１記載のハイドロフォーム成形品の製造方法。
【数２】
0003767517.tif 000021
【請求項３】
前記鋼板は、化学組成が、質量％で、Ｃ：０．００５０〜０．２５％、Ｓｉ：２．５０％以下、Ｍｎ：０．０５〜３．５０％、Ｐ：０．００５〜０．１５０％、Ｓ：０．０３０％以下、ｓｏｌ．Ａｌ：０．０１〜２．５０％、Ｎ：０．０１５０％以下、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、主相である軟質相のフェライトの結晶粒径が３５μｍ以下、第２相である硬質相のマルテンサイトおよび／またはベイナイトを体積率で１．０％以上含んだ組織を有する請求項２記載のハイドロフォーム成形品の製造方法。
【請求項４】
前記鋼板は、化学組成が、質量％で、Ｃ：０．０５〜０．２５％、Ｓｉ：２．５０％以下、Ｍｎ：０．０５〜３．５０％、Ｐ：０．００５〜０．１５０％、Ｓ：０．０３０％以下、ｓｏｌ．Ａｌ：０．０１〜２．５０％、Ｎ：０．０１５０％以下、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、室温においてオーステナイト相を有し、そのオーステナイト相のＣ濃度が０．７０〜１．２５％である請求項２記載のハイドロフォーム成形品の製造方法。
【請求項５】
前記化学組成が、質量％で、Ｔｉ、Ｎｂ、Ｚｒ、およびＶの中から選ばれた１種または２種以上を、それぞれ、０．１５０％以下さらに含む、請求項３または請求項４に記載のハイドロフォーム成形品の製造方法。
【請求項６】
前記化学組成が、質量％で、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｍｏ、およびＣｕの中から選ばれた１種または２種以上を、それぞれ、１．０％以下さらに含む、請求項３ないし請求項５のいずれかに記載のハイドロフォーム成形品の製造方法。
【請求項７】
前記化学組成が、質量％で、Ｂを０．００５％以下さらに含む、請求項３ないし６の何れかに記載のハイドロフォーム成形品の製造方法。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、ハイドロフォーム成形品の製造方法、特に薄鋼板を使った製造方法に関する。さらに詳述すれば、本発明は、自動車車体部品などの鋼板成形品をハイドロフォーム法で製造する場合に、加工液のシールが容易で、かつ前記成形品の強度向上に適した素材薄鋼板を使った製造方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
自動車車体の軽量化と高強度化を両立させるために、車体を構成する各種の鋼板成形部品を薄厚の高強度鋼板から製造することが一般的に行われている。
【０００３】
ここで云う高強度鋼板とは、引張試験（JIS Z 2241）における強度が大きい鋼板を意味し、通常は引張強さσｂ（最大引張荷重／試験片原断面積）が340MPa以上の材料を指す。
【０００４】
鋼板製車体部品に要求される強度は部品によって異なる。例えば、ドアパネル、ボンネット、トランクリッドなどの外部に露出した部品（以下、「パネル部品」という）は、開閉時の手指での押圧や飛来した小石の衝突などの局部的外力に対しての圧痕（以下、「デント」という）の生じにくさ（以下、「耐デント性」という）が要求される。
【０００５】
図１はパネル部品の耐デント性の説明図である。
図１(a) はパネル部品１の一例の斜視図で、パネル面１ａには耐デント性が必要である。図１(b) は、パネル面１ａの耐デント性の試験方法を示し、パネル面１ａの所定部位に図示しない加圧装置によって集中荷重Ｐを負荷し、そのあと除荷する。図１(c) は図１(b) のイ部の部分断面拡大図で、デント２の深さｄを測定し、荷重Ｐと深さｄの関係を調査する。外観上問題となる限界深さ（例えばｄ＝0.02mm）のデントを生ずる荷重（Pd）を耐デント荷重と称し、この耐デント荷重Pdが大きいほど耐デント性が優れていることを意味する。
【０００６】
また、フロントサイドメンバ、クロスメンバ、サブフレームなどの骨格構造部品（以下、構造部品という）には、衝突時の変形吸収エネルギ（以下、「吸収エネルギ」という）が大きいことが要求される。
【０００７】
図２は、一例として構造部品の軸方向圧壊での吸収エネルギを説明するための図である。図２(a) は、構造部品３の部分斜視図で、ハット形断面の部品４、５のフランジ４ｅ、５ｅをスポット溶接などの方法で接合した閉断面の構造部品の一例である。図２(b) は、二点鎖線イで示す構造部品３に対して軸方向に高速で荷重Ｌを加えて圧壊した状態を示し、構造部品３は襞状に挫屈する。図２(c) は、この過程での圧壊ストロークｓｔと荷重Ｌの関係を示す一例で、荷重Ｌは曲線ロで示すように変化する。斜線域の面積が吸収エネルギであり、平均圧壊荷重Ｌｍ（以下、「圧壊荷重」という）が大きいほど吸収エネルギが優れている。
【０００８】
【発明が解決しようとする課題】
上記のようなパネル部品の耐デント性、および構造部品の吸収エネルギは、当然のことながら、これら部品を鋼板から成形した後の材料強度と板厚の影響を受ける。成形した後の材料強度は、成形品から採取した試験片の引張試験で求められる。パネル部品の場合は、例えば図１(a) に波線で示すように、耐デント性試験を行う部位から試験片 100を採取する。
【０００９】
また、図２(a) に示す構造部品の場合は、圧壊試験で稜線４ｂが挫屈の起点となることが多い。この場合は、稜線部から試験片を採取しにくいので、同じく波線で示すように、その近傍で試験片 100を採取する。
【００１０】
図３は、素材鋼板の引張試験（以下、「素材引張試験」という）、および成形品から採取した試験片を使用した引張試験（以下、「成形品引張試験」という）での伸び対数歪 (ε) （以下、「伸び」あるいは「伸び歪」という）と引張荷重をその時々の試験片断面積で除した真応力 (σ) （以下、「応力」あるいは「相当応力」という）の関係、すなわち応力−歪線図の引張荷重増加過程での形状を模式的に示したものである。曲線ＯＡＢは、素材引張試験での応力−歪線図であり、塑性変形開始点Ａが降伏点である。また、曲線Ｏ’Ａ’Ｂは成形品引張試験での応力−歪線図であり、塑性変形開始点Ａ’が降伏点である。両者の相違は、降伏点ＡおよびＡ’の応力に現れ、成形品の引張試験の降伏点応力（σｙ）（以下、「成形品降伏点応力」という）は、素材鋼板の引張試験の降伏点応力（σｅ）（以下、「素材降伏点応力」という）よりも大きくなる。これは、部品を成形する際に、点Ｏ’の永久歪を生ずる点Ａ’の歪（以下、「加工歪」という）が加わることによる加工硬化の影響である。図３における素材鋼板の引張試験の曲線ＯＡＢの塑性域ＡＢの応力 (σ) と歪 (ε) の関係は、一般に下記の式(3) で表される。
【００１１】
【数３】
0003767517.tif 000002
【００１２】
ここで、Ｃ：常数、ｎ：加工硬化指数である。加工歪が大きいほど成形品降伏点応力σｙは大きくなり、加工歪が同一であれば、加工硬化指数が大きいほど成形品降伏点応力 (σｙ) が大きくなる。
【００１３】
鋼板成形部品の強度特性（Ｓ）は、一般に下記の式(4) で表される。
【００１４】
【数４】
0003767517.tif 000003
【００１５】
ここで、Ｓは、前記のパネル部品の耐デント荷重Pd、構造部品の圧壊荷重Lmなどである。Ｋは強度試験内容によって決まる定数である。βは主として荷重付加速度によって変化し、例えば静的な図１(b) の耐デント試験の場合にはβ＝１、動的な図２(b) の圧壊試験ではβ＝0.4 〜0. 8である。αは主として部品の寸法形状によって変化し、図１(a) のパネル部品の場合にはα＝２〜３、図２の構造部品の場合にはα＝１〜２である。また、ｔは、Ｓを支配する成形品部位の板厚である。
【００１６】
軽量化のために素材板厚を減少させる前提で強度特性Ｓを維持あるいは向上させるには、 (σｙ) を増加させる必要がある。 (σｙ) を大きくする方法としては三つある。
【００１７】
第１の方法は、図３で一点鎖線イで示すように素材降伏点応力 (σｅ) が大きい材料を使用することである。ただし、この場合には材料の加工性が低下するので、破断などのために成形自体が難しくなったり、成形後の弾性回復が大きいので寸法精度が悪化するなどの問題がある。
【００１８】
第２の方法は、図３で二点鎖線ロで示すように点Ａ以降の応力−歪線図の勾配が大きい材料、すなわち加工硬化性に優れた材料を使用することである。
第３の方法は、図３で点線ハで示すように加工歪を増加させて加工硬化を大きくする方法である。もちろん、この第３の方法を応力−歪線図が二点鎖線ロの材料に適用すれば成形品降伏応力の増加がさらに効果的に行われることになる。ここでいう加工歪は、前述したように、図３の応力−歪線図Ｏ’Ａ’Ｂの場合は点Ａ’の伸び歪で、これを二軸応力下で変形する成形品から求めるには、下記の式(5) で算出した (ε) （以下、「相当歪」という）を点Ａ’の伸び歪すなわち加工歪とする方法が一般的である。
【００１９】
【数５】
0003767517.tif 000004
【００２０】
ここで、εｘ：最大の伸びを生ずるｘ方向の対数歪、εｙ：ｘ方向と直交するｙ方向の対数歪である。
例えば、図１のパネル部品１の場合は、試験片 100の採取部位でｘ、ｙ方向の歪を測定する。また、図２(a) の構造部品３の場合は、試験片 100の採取部位でｘ、ｙ方向の歪を測定する。
【００２１】
ところで、上記のパネル部品および構造部品は、これまでプレス成形によって製造されてきた。
図４は、図１(a) に示すパネル部品１のプレス成形方法の一例を示し、まず図４(a) に示すように素材鋼板10（以下、「ブランク」という）をプレスベッド20に固定されたダイス11にセットし、上方から図示しない駆動装置で降下せしめたプレスラム21に取り付けられたブランクホルダ12でブランク周縁部10ａ（以下、「フランジ」という）を所定の荷重でダイス11に押圧する。この時、ダイスおよびブランクホルダに設けられたビード14でフランジをクランプする。ついで、上方から図示しない別の駆動装置で降下せしめた別のプレスラム22に取り付けられたポンチ13によって、ブランク10をダイス穴11ａ内に押し込み成形する。図４(b) は、ポンチ13が下死点まで降下し、ポンチ底面13ａとダイス穴底面11ｂの間でパネル面１ａが形成された状態を示す。この後、取り出した成形品のフランジ10ａを別工程で切断し、図１(a) に示すパネル部品１が得られる。
【００２２】
図５は、図２(a) に示す構造部品３を構成する部品４のプレス成形方法の一例を示し、まず図５(a) に示すようにブランク10’をダイス11’にセットし、ブランクホルダ12’でフランジ10ａ’を所定の荷重でダイス11’に押圧する。ついで、上方から降下せしめたポンチ13’によって、ブランク10’をダイス穴11ａ’内に押し込み成形する。この過程でフランジ10ａ’はダイス肩Ｒ部11ｃ’を通過しながらダイス穴11ａ’内に流入する。図５(b) は、ポンチ13’が下死点まで降下し、ポンチ底面13ａ’とダイス穴底面11ｂ’の間で材料を押圧して成形が終了し、部品４が得られた状態を示す。
【００２３】
図１に示すパネル部品のプレス成形は、フランジ10ａのダイス穴11ａへの流入を拘束することによる引張応力で材料を二軸引張変形させる加工法である。ところが、ポンチ底面13ａ、ポンチ肩Ｒ部13ｂと材料の摩擦およびポンチ肩Ｒ部での曲げの影響によってパネル面１ａの加工歪を大きくすることが困難であり、特にフランジからの距離が大きいパネル面中央部一帯の加工歪は、公称歪に換算して２％程度の大きさにとどまるのが通例である。すなわち、上記のパネル部品のプレス成形法では、成形品降伏点応力を大きくする前記第３の方法、すなわち加工歪を増加させて加工硬化を大きくすることが難しい。したがって、耐デント性が必要なパネル部品に対しては、成形後の塗装焼き付け工程で成形品降伏点応力を向上させる特性（以下、「ベークハード性」という）を鋼板に付与しておくことによって補う対策がとられている。逆に云えば、これで耐デント性が確保できるように使用する素材鋼板の板厚が決定されているので、パネル部品の軽量化に限界がある。また、ベークハード性を有する鋼板は製造コストが上昇するほか、製造メーカが限られているので材料調達の面での問題もある。
【００２４】
次に、図５に示す構造部品４のプレス成形は、フランジ10ａ’をダイス穴11ａ’に流入させる曲げ絞り加工である。図６に構造部品４の断面各部の前記相当歪の分布例を示す。相当歪が大きいのはポンチ肩稜線部４ｂ近傍であり、その大きさは公称歪換算で10％前後である。一方、ポンチ底材料部位４ａの相当歪は公称歪換算で２％程度にとどまるので、挫屈に対して加工硬化によって抵抗するのは主としてポンチ肩稜線とその近傍にならざるを得ない。したがって、構造部品の吸収エネルギを増加させるためには、前記第２の方法すなわち加工硬化性に優れた鋼板、例えば残留オーステナイト鋼などを採用することによってポンチ肩稜線部とその近傍の成形品降伏点応力を向上する方法がとられている。しかしながら、ポンチ底材料部位の加工硬化が小さいので、材料の加工硬化性能を十分に活用できないという問題がある。このような条件下で吸収エネルギを確保できるように素材鋼板の板厚を決定せざるを得ないので、構造部品の軽量化には限界がある。
【００２５】
【課題を解決するための手段】
ところで、本出願人は、上記プレス成形法よりも格段に加工歪を増加させ得る加工方法として、特願2001−053777号、特願2001−139848号あるいは特願2002−108901号記載の鋼板ハイドロフォーム（液圧バルジ加工ともいう）をすでに提案している。
【００２６】
図７はこの成形方法の説明図であり、図７(a) は特願2001−053777号、図７(b) は特願2001−1398481 号記載の成形方法での加工途中の状況をそれぞれ示す断面図である。
【００２７】
図７(a) では、まず、ブランク10をプレスベッド20に固定されたブランクホルダ51にセットし、上方から図示しない駆動装置で降下せしめたプレスラム23に取り付けられたダイス52でフランジ10ａをブランクホルダ51に押圧し、全周にめぐらした全周ビード14でフランジ10ａをクランプする。ついで、ブランクホルダ内に設けた流路51ｂから加工液60を注入し、加工液圧力を増加させてブランク10をダイス穴52ａ内で膨出させる。材料は最終的にダイス穴内郭部全体に液圧で押しつけられて成形が終了する。
【００２８】
この方法は、図１(a) のパネル部品１の成形に適用することができる。この鋼板ハイドロフォーム法においては、加工液の圧力が成形に必要な所定の値に到達できるように、フランジ10ａとブランクホルダ51の間からの加工液６０の漏れ防止（以下、「加工液シール」という）が必要であり、全周ビード14によるフランジ10ａのクランプはこれを目的としたものである。
【００２９】
次に、図７(b) では、まず、ワーク注入透孔120aを設けた下ブランク 120に上ブランク 130を重ねた積層ブランク 130を下ダイス61にセットし、上方から降下せしめた上ダイス62でフランジを押圧し、下ダイス内に設けた流路61ｂからワーク注入透孔120aを通して加工液60を積層ブランクの合わせ面に注入し、加工液圧力を増加させて上下ブランクをそれぞれ上ダイス穴62ａ、下ダイス穴61ａ内で膨出させる。この場合も、材料は最終的にダイス穴内郭部全体に液圧で押しつけられて成形が終了する。
【００３０】
この方法は、図２(a) の構造部品３の成形に適用できる。この場合もフランジ130aの合わせ面の加工液シールが必要であり、全周ビード14によるフランジ130aのクランプはこれを目的としたものである。なお、積層ブランク 130の周縁部全周をレーザー溶接などの方法で接合しておけば加工液シールが可能であるが、接合の費用がかさむので、接合無しで加工液シールができることが望ましいことは云うまでもない。
【００３１】
上記鋼板ハイドロフォーム法においては、ダイス穴内の材料が液圧による二軸引張状態で伸ばされながら製品形状に成形されるので、膨出部全体の加工歪を大きくすることができる。
【００３２】
したがって、加工硬化によって成形品降伏点応力を大きくする前記第３の方法が有効に適用できる。すなわち、図１(a) のパネル部品１においては、図１(b) のイ部の耐デント性が問題となる部位の降伏点応力をプレス成形法の場合よりも大きくすることができるので、ブランクの薄厚化による部品重量軽減が可能となる。また、耐デント性を保ちながら、より小さな素材降伏点応力の材料を使用できるようになるので、成形品の寸法精度を確保し易くなるという効果もある。
【００３３】
また、図２(a) の構造部品３の場合には、ポンチ肩稜線部４ｂからダイス肩稜線部４ｄまでの部位ばかりでなく、ポンチ底材料部位４ａの加工硬化も大きくできるので、圧壊荷重をプレス成形法の場合よりも増加させることができる。
【００３４】
しかしながら、管状体のハイドロフォームとは異なり、成形時にフランジ部からの材料の流入を伴うという特有の条件が課される鋼板ハイドロフォームは、未だ新しい技術であるためにこれに好適な材料についての検討は十分に行われていない。
【００３５】
本発明者らはこれらの点に注目し、ハイドロフォームに適した特性を有する鋼板について数多くの材料試作と性能確認試験を行い、本発明に至ったのである。なお、ハイドロフォーム法としては、図７に示す方法以外の成形方法、例えば先行文献（プレス技術、第27巻第11号42〜46ページ）に記載されている対向液圧張出し成形法などが公知であるが、これらにも本発明内容を適用することが可能である。
【００３６】
ここに、本発明は次の通りである。
（１）圧延方向のランクフォード値（ｒ０）、圧延直交方向のランクフォード値（ｒ９０）、圧延４５゜方向のランクフォード値（ｒ４５）から算出される面内異方性パラメータδｒが下記条件式（１）を満足する鋼板を成形時にフランジ部からの材料流入を伴う鋼板ハイドロフォーム法により成形することを特徴とするハイドロフォーム成形品の製造方法。
【００３７】
【数６】
0003767517.tif 000005
【００３８】
（２）前記鋼板は、一軸引張試験における、真応力（σ）〜対数歪（ε）線図において降伏点応力（σｅ）および前記σとεの関係において（ε）＝ｎ／３（ｎ：加工硬化指数）での応力（σ＊）が下記条件式（２）を満足することを特徴とする請求項１記載のハイドロフォーム成形品の製造方法。
【００３９】
【数７】
0003767517.tif 000006
【００４０】
（３）前記鋼板は、化学組成が、質量％で、Ｃ：０．００５０〜０．２５％、Ｓｉ：２．５０％以下、Ｍｎ：０．０５〜３．５０％、Ｐ：０．００５〜０．１５０％、Ｓ：０．０３０％以下、ｓｏｌ．Ａｌ：０．０１〜２．５０％、Ｎ：０．０１５０％以下、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、主相である軟質相のフェライトの結晶粒径が３５μｍ以下、第２相である硬質相のマルテンサイトおよび／またはベイナイトを体積率で１．０％以上含んだ組織を有する上記（２）記載のハイドロフォーム成形品の製造方法。
【００４１】
（４）前記鋼板は、化学組成が、質量％で、Ｃ：０．０５〜０．２５％、Ｓｉ：２．５０％以下、Ｍｎ：０．０５〜３．５０％、Ｐ：０．００５〜０．１５０％、Ｓ：０．０３０％以下、ｓｏｌ．Ａｌ：０．０１〜２．５０％、Ｎ：０．０１５０％以下、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、室温においてオーステナイト相を有し、そのオーステナイト相のＣ濃度が０．７０〜１．２５％である上記（２）記載のハイドロフォーム成形品の製造方法。
【００４２】
（５）前記化学組成が、質量％で、Ｔｉ、Ｎｂ、Ｚｒ、およびＶの中から選ばれた１種または２種以上を、それぞれ、０．１５０％以下さらに含む、上記（３）または（４）に記載のハイドロフォーム成形品の製造方法。
【００４３】
（６）前記化学組成が、質量％で、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｍｏ、およびＣｕの中から選ばれた１種または２種以上を、それぞれ、１．０％以下さらに含む、上記（３）ないし（５）のいずれかに記載のハイドロフォーム成形品の製造方法。
【００４４】
（７）前記化学組成が、質量％で、Ｂを０．００５％以下さらに含む、上記（３）ないし（６）の何れかに記載のハイドロフォーム成形品の製造方法。
【００４５】
【発明の実施の形態】
次に、本発明の実施の形態について説明する。
本発明は、加工液のシール性にすぐれるハイドロフォーム用鋼板を使ったハイドロフォーム成形品の製造方法を提供するものである。本発明の好適態様にあっては、加工硬化すなわち成形品降伏点応力の増加を大いならしめることによって成形品の強度特性を向上し、もって素材鋼板の板厚減少すなわち成形品の軽量化を実現できるハイドロフォーム用鋼板を使ったハイドロフォーム成形品の製造方法を提供するものである。
【００４６】
本発明におけるハイドロフォーム用鋼板の新規なる着想は、以下の２点に要約される。
(1)ハイドロフォームにおける加工液シール性を改善する材料特性を有する鋼板、
(2)ハイドロフォームによる成形品の強度特性を向上させる鋼板。
【００４７】
まず、上記着想(1) について説明する。
図７の鋼板ハイドロフォーム法で成形するには、前述したように、全周ビード14による加工液シールが行われることが前提となる。
【００４８】
図８は、図７(a) のハイドロフォーム途中状態での全周ビード14の周辺の状況を示す部分断面図で、図８(a) は加工液シールが行われている状況、図８(b) は加工液シールが不完全な状況を示す。図８(a) においては、ブランクホルダ51に設けられたビード山14ａとダイス52に設けられたビード溝14ｂの間でフランジ10ａの材料が押圧され、その面圧で加工液シールが行われている。図８(b) では、ビード山14ａと材料の間の隙間に高圧の加工液60が入り込み、ビードの外側のフランジとブランクホルダ51の界面に侵入した加工液が外側に向かって吹き出す。
【００４９】
このような状況に至る要因は２つあり、いずれもダイス穴23内の材料に作用する引張力によってフランジ10ａがダイス穴23に向かって移動することによってもたらされる。第１の要因はビードでの材料の曲げ、曲げ戻し変形にともなうビード内での板厚減少、第２の要因はフランジエッジ部10ｂ近傍の板厚増加によってダイス52が僅かに持ち上げられることである。フランジエッジ近傍で板厚増加すると、ダイス押さえ力がこの部位に集中し、これによる摩擦力がビード内の材料に引張力として作用するので、上記第１の要因が助長される。いずれにしてもビード山14ａと材料の間に侵入した高圧の加工液60が材料をビード溝14ｂ内で押し上げ、図８(b) の状態になる。上記第１の要因に対してはフランジ移動量を小さくすることが対策となるが、上記第２の要因に対しては材料特性からの対策が必要である。本発明者らは、特に加工中のフランジ周方向でのフランジエッジ近傍の板厚増加の不均一が加工液の漏れにくさ（以下、「シール性」という）を劣化させることを見出し、ランクフォード値の面内異方性に着目した。
【００５０】
図９は、鋼板のランクフォード値（以下、「ｒ値」という）の面内異方性の一例を示し、ｒ0 （圧延０°方向のｒ値）、ｒ45（圧延45°方向のｒ値）、ｒ90（圧延90°方向のｒ値）の大きさは、ｒ90＞ｒ0 ＞ｒ45である。このようなｒ値の面内異方性を有する材料にフランジ移動を伴うハイドロフォームを行うと、フランジ板厚の不均一が発生する。
【００５１】
図10は、ｒ値の面内異方性の影響が明瞭に現れる代表例として、円形ブランクを用いた軸対称形状のハイドロフォームを行った時の成形品70を示し、図10(a) は平面図、図10(b) は中央断面図である。図10(a) では、破線イで示すブランクエッジ形状が成形によって曲線ロで示すフランジエッジ形状になる。すなわち、フランジエッジ移動量ｌが周方向部位によって異なり、ｒ値が最小の圧延45°方向のｌが最大になる。この時のフランジエッジの板厚増加は、圧延45°方向の部位ハで最大となる。この板厚増加によって図８(b) の状況が発生し、図10(a) に示すフランジ70ａのビード14より外側の斜線域ニのエッジ部から加工液が吹き出す。本発明者らは、ｒ値の面内異方性とシール性の関係について種々検討を加えた結果、下記の式(6) で表されるｒ値の面内異方性パラメータδｒでシール性を評価できることを見出した。
【００５２】
【数８】
0003767517.tif 000007
【００５３】
ただし、
【００５４】
【数９】
0003767517.tif 000008
【００５５】
各種のδｒを有する板厚0.7mm の鋼板を用意し、図10に示す直径Ｄ0 ＝400mm のブランクから直径Ｄ＝200 mm、高さＨ＝30mmの成形品70を図７(a) に示すハイドロフォーム法にて成形し、δｒと最大フランジ移動量ｌ（圧延45方向で測定）の組み合わせ条件とシールの可否の関係を調査した結果を図11に示す。なお、シールの可否は、所定形状の成形ができるまで加工液圧力が上昇できるか否かによって判定した。図11より、最大フランジ移動量ｌが増加しても、上記δｒが下記の式(7) を満足する場合にシール性を確保できることが明らかとなった。
【００５６】
【数１０】
0003767517.tif 000009
【００５７】
ところで、フランジ板厚の周方向不均一は、上記のｒ値の面内異方性の他に成形品の形状によっても発生する。
図12はその一例で、矩形ブランクを用いて矩形膨出部のハイドロフォームを行った時の成形品80を示し、図12(a) は平面図、図12(b) は中央断面図である。図12(a) では、破線イで示すブランクエッジ形状が成形によって曲線ロで示すフランジエッジ形状になる。すなわち、フランジエッジ移動量はフランジが移動し易い直辺部中央で最大である。この時のフランジエッジの板厚増加は直辺部中央で最も大きく、加工液はフランジ80ａの全周ビード14より外側の斜線域ニのエッジ部から加工液が吹き出す。このような矩形成形品の場合には、材料歩留の関係から図12(a) に示すように圧延45゜方向を成形品コーナの方向に一致させるのが通例であり、図９に示すｒ値の面内異方性の場合には、直辺部中央はｒ値が大きい圧延０゜方向あるいは圧延90゜方向となるので、ｒ値の異方性から云えば、直辺部中央でのフランジエッジ板厚の増加は抑制される傾向にある。したがって、上記の式(7) を満足する鋼板であれば、図12の場合のシール性も確保できることになる。上記δｒは鋼板の化学組成や製造条件によって種々変化するため、上記特性を具備する鋼板の製造条件を一義的に決定することは困難であるが、種々の製造条件で得られた鋼板について上記δｒを求めることにより経験的に決定することができる。
【００５８】
次に、上記着想(2) について説明する。前述したように、成形品の強度特性Ｓは前記式(2) で表される。ハイドロフォームにおいては、膨出部は二軸引張応力下で変形するので、相当歪 (ε) を増加させて成形品降伏点応力 (σｙ) を増加させれば、成形品板厚ｔは減少する。したがって、強度特性Ｓを最大にする相当歪 (ε) が存在し、これ以上の相当歪を発生させると強度特性Ｓが低下してしまうのである。
【００５９】
この観点から、本発明者らは、まずパネル部品の耐デント性に与える相当歪の影響を調査した。板厚0.7mm 、素材降伏点応力 (σｅ) ＝210 MPa 、引張強さσｂ＝370 MPa 、加工硬化指数ｎ＝0.250 の鋼板を使用し、図１(a) に示すＷ1 ＝Ｗ2 ＝400 mm、Ｈ＝50mm、ρ＝2000mmのパネル部品１を、図７(a) のハイドロフォーム法によってパネル面１ａの中央部の相当歪 (ε) を変化させて製作し、図１(b) に示すようにパネル面中央部に半径25mmの半球状ゴム圧子（ゴム硬度70）を介して集中荷重を負荷し、図１(c) に示す深さｄ＝0.02mmのデント２を生ずる耐デント荷重Pdを求めた。
【００６０】
図13は、パネル面相当歪 (ε) と耐デント荷重Pdの関係を示す実験結果である。図13から明らかなように、 (ε) の増加とともにPdは増加するが、 (ε) ＝0.08〜0.10でPdが飽和し、これ以上の (ε) でPdが低下する傾向がある。
【００６１】
次に、構造部品の圧壊平均荷重に与える相当歪の影響を調査した。板厚1.4 mm、素材降伏点応力 (σｅ) ＝355 MPa 、引張強さσｂ＝620 MPa 、加工硬化指数ｎ＝0. 225の鋼板を使用し、図２(a) に示すＢ＝80mm、H1＝H2＝30mm、Ｗ＝120 mmの構造部品３を、図７(b) のハイドロフォーム法によってポンチ肩稜線４ｂの相当歪 (ε) を変化させて製作し、フランジ部を40mm間隔でスポット溶接し，図２(b) に示す高速圧壊試験での圧壊ストロークｓｔ＝200 mmでの圧壊荷重Ｌｍを求めた。
【００６２】
図14は、ポンチ肩稜線の相当歪εと圧壊荷重Lmの関係を示す実験結果である。図14から明らかなように、 (ε) の増加とともにLmは増加するが、 (ε) ＝0.09〜0.11でLmが飽和し、これ以上の (ε) でLmが低下する傾向がある。
【００６３】
以上の実験例で示されたように、成形品の強度特性向上のためにハイドロフォームによって成形品に与える相当歪 (ε) には上限があり、その範囲内の相当歪で必要な成形品強度特性が得られるような成形品降伏点応力 (σｙ) を確保できる加工硬化特性を有することがハイドロフォーム用鋼板に求められる。
【００６４】
そこで、本発明者らは、従来のプレス成形品と同一の強度特性を10％薄厚の鋼板のハイドロフォームで確保できることを最低条件として設定し、これを満足する加工硬化特性について種々検討した。その結果、加工硬化特性が下記の式(8) を満足する鋼板であれば、パネル部品、構造部品の如何によらず上記最低条件をクリアできることを見出した。
【００６５】
【数１１】
0003767517.tif 000010
【００６６】
根拠は、実施例における試験結果にて説明する。
ところで、式(8) を満足させるためには、以下の化学組成ならびにミクロ組織の条件を満足する鋼板であることが必要である。そこで、式(8) の強度性能を向上させるための鋼板の化学組成ならびにミクロ組織の限定について次に説明する。なお、本明細書において、鋼の化学組成を規定する「％」は、「質量％」で表す。
【００６７】
Ｃ：Ｃは容易に強度を高めることができる元素である。複合組織鋼の場合、Ｃ:0.0050 ％未満では、強度を支配する硬質第2 相の体積率ならびに硬質相の硬さが十分ではなく、所望の強度が得られない。また、高延性型鋼板の場合は、Ｃ:0.05 ％未満においては、室温で残留するオーステナイトが得られない。一方、0.25％超含有させると溶接性の劣化が懸念される。
【００６８】
したがって、Ｃの含有範囲を複合組織鋼の場合は、0.0050〜0.25％、高延性型鋼板の場合は、0.05％〜0.25％とする。
Ｓi ：Siは軟質相（フェライト）の固溶強化に伴い強度の確保および本発明のような複合組織鋼、高延性型鋼の場合、フェライト変態を促進させ未変態オーステナイト中のＣ濃度を上昇させ、硬質相の形成を促進または、オーステナイトの残留を促進させやすくする元素である。しかし、含有量が2.50％超では鋼板表面のスケール生成が顕著となり、表面性状を劣化させる。したがって、Siの含有量は2.50％以下とする。高延性型鋼板をより安定して製造させるためには、Siは0.50％以上含有させることが好ましい。
【００６９】
Mn：Mnは鋼の強化元素として有用なだけでなく、複合組織鋼の硬質第２相、高延性型鋼板の残留オーステナイトを得る上で、有用な元素である。しかしながら、含有量が0.05％未満ではその効果に乏しく、一方、3.50％を超えて含有させるる、過度の強度上昇ならびに連続鋳造時のミクロ偏析が顕著となることで、製品においてバンド状の組織を呈することになり、加工性が劣化する。したがって、Mn含有量は0.05〜3.50％とする。
【００７０】
Ｐ：Ｐは高強度化を狙った際、軟質相の固溶強化元素として有効な元素であり、所望の強度を得るために含有も良い。Ｐの含有量が0.005 ％未満の場合は、脱Ｐコストの上昇を招く。一方、含有量が0.150 ％超では、Mn同様、P の偏析帯を形成し、組織のバンド化が顕著となるばかりか、低温靭性を悪化させる。
【００７１】
したがって、Ｐの含有量は0.005 〜0.150 ％とする。
Ｓ：S は、赤熱脆性に起因した熱間圧延時のわれによる表面きずの発生や、加工性の劣化を招く。したがって、0.030 ％以下とする。
【００７２】
sol.Al：溶鋼脱酸の結果として含有される。また、鋼中のＮと結合し，AlN の微細析出物を形成し，オーステナイト結晶粒の粗大化を抑止する効果がある。また、Si同様、複合組織鋼の場合の硬質相の形成や残留オーステナイトの生成を促進させる元素である。これらの効果を発揮させるために，0.01％以上含有させる。一方、含有量が2.50％超では、連続ライン通板時のフラッシュバット溶接性を劣化させるとともにコスト高を招く。したがって、sol.Alの含有量は0.01〜2.50％とする。
【００７３】
Ｎ：Ｎは固溶し、ひずみ時効による特性劣化を誘発する。したがって、Ｎは極力低い方が好ましいが、0.0015％以下とすることはコスト上昇を招く。一方、含有量が0.0150％超では、溶接部の靭性を劣化させる。したがって、Ｎの含有量は、0.0150％以下、好ましくは0.0015〜0.0150％とする。
【００７４】
Ni、Cr、Mo、Cu：Ni、Cr、Mo、Cuは、硬質相の生成を助長し、容易に強度上昇を図れる元素であり、適宜必須元素に加えて含有させてもよい。しかし、これらの元素をそれぞれ1.0 ％超含有させることは、大幅なコスト上昇を招く。したがって、それらの元素の含有量の上限は、それぞれ1.0 ％とする。
【００７５】
Ti、Nb、V 、Zr：これらは、炭窒化物の析出により軟質相を強化して高強度化を図ることができる元素である。適宜必須元素に加えて含有させても良い。また、溶接熱影響部の軟化抵抗も高める。しかし、過多に含有させてもその効果が飽和するばかりか、加工性の劣化を招く。したがって、それらの元素の含有上限は、それぞれ0.15％以下とする。
【００７６】
Ｂ：焼入れ性を向上させて所望の変態組織を得るために含有させることができる元素であり、適宜必須元素に加えて含有させてもよい。しかし、過多に含有させてもその効果が飽和するばかりか、加工性の劣化を招く。したがって、含有させる場合には上限を0.005 ％とする。
【００７７】
ミクロ組織の限定理由：
複合組織鋼の場合の加工硬化性能は、主相のフェライトの結晶粒径と硬質第２相の体積率に支配される。フェライトの結晶粒径が35μm 超の場合、硬質第２相の体積率が1.0 ％未満の場合は、強度性能を満足する特性の複合組織鋼が得られない。したがって、主相フェライトの結晶粒径は35μm 以下、硬質第２相の体積率は1.0 ％以上とする。
【００７８】
高延性型鋼板の場合の加工硬化性能は、残留オーステナイトの体積率とオーステナイト中のＣ濃度によって決定され、オーステナイトの体積率は多い方が好ましい。しかしながら、オーステナイト中のＣ濃度が1.25％よりも高い場合は、オーステナイトの安定性が高く、加工誘起変態しにくく、所望の最適相当ひずみでの加工硬化が小さくなる。またＣ濃度が0.7 ％よりも低すぎると、容易に加工誘起変態し、所望の最適相当ひずみでの加工硬化が小さくなる。よって、オーステナイト中のＣ濃度は0.7 〜1.25％とする。
【００７９】
【実施例】
【００８０】
【実施例１】
表１の成分No.1〜７に示す化学組成を有する鋼を溶製し、常法により、熱間圧延、酸洗、冷間圧延、焼鈍、調質圧延を経て冷延鋼板を作製した。板厚は、0.70、0.80mmの２種類とした。
【００８１】
焼鈍は、連続焼鈍、連続合金化溶融亜鉛めっき、または箱焼鈍にて行った。供試鋼板の圧延方向（０°方向）、45°方向、90°方向から採取したJIS ５号引張試験片を用いて、引張試験を行った。板厚による機械特性の差は小さかったので、板厚0.80mmの供試鋼板について圧延方向に測定した機械特性を表２に示す。ｎ値は、公称歪みにて５％と15％における変形抵抗から算出した。また、３方向のｒ値から計算したδｒおよび、引張試験の応力−歪み曲線から算出した本発明で規定するパラメータＷを、あわせて表２に示す。
【００８２】
このようにして得られた板厚0.70mmと0.80mmの供試鋼板を図７(a) に示すハイドロフォーム法にて、図１(a) に示すW1＝W2＝400 mm、曲率半径ρ＝2000mm、深さＨ＝35mmのパネル部品１の成形を試みた。パネル面１ａの中央部の加工歪ε（相当歪）が、ｎ／３（ｎは供試材のｎ値）になるように、フランジの流入量を調節した。
【００８３】
表２の供試材No.1および２は、δｒが大きいため、成形中にシール部から加工液が漏出して、規定の成形深さが得られなかった。本発明の範囲内であるδｒを有する供試材No.3〜７は、加工液が漏出することなく、規定の成形高さが得られた。また、板厚0.80mmの供試材については、パネル部品１を、常法のプレス成形法によっても成形した。この場合の、パネル面１ａの中央部の加工歪ε（相当歪）は約0.02であった。
【００８４】
これらのパネル面中央部に、図１(b) に示すように、半径25mmの半球状ゴム圧子（ゴム硬度70）を介して集中荷重を負荷し、図１(c) に示す深さｄ＝0.02mmのデントが生ずるときの荷重（耐デント荷重Pd）を調査した。その結果を表３に示す。
【００８５】
表３の結果から分かるように、ハイドロフォームにて成形したパネルの耐デント性は、プレス品よりも高いデント荷重Pdを示している。
また、軽量化効果を満足させる材料を規定する条件を明らかにするために、板厚0.70mmのハイドロ成形品のデント荷重と、板厚0.80mmのプレス成形品のそれとの比（Pdハイドロ(0.70mm)／Pdプレス(0.80mm)）を指標として、Ｗ値の影響を検討した。その結果を図15に示す。
【００８６】
図15の結果からも分かるように、Pdハイドロ(0.70mm)／Pdプレス(0.80mm)が１以上のものは、板厚0.70mmのハイドロ成形品の耐デント性が、板厚0.80mmのプレス成形品のそれとと同等以上であることを示す。つまり、板厚0.80の従来品を板厚0.70mmの本発明品により代替できることを意味するのである。したがって、10％の軽量化（0.80mm→0.70mm）を満足させるためには、Ｗ値が1.35以上必要であることがわかる。
【００８７】
つまり、Ｗ値が1.35以上を示す材料は、本発明の課題である強度特性の向上により、10％の軽量を満足しうる材料であることを示しているのである。
【００８８】
【実施例２】
表４の化学組成の鋼を用いて、実施例１と同様な常法により、板厚1.4 mmと1.6 mmの供試材を製造した。成分No.8、９は、それぞれ、表１の成分No.5、7 に同じである。供試材No.11 の鋼材のみは、熱延鋼板とした。
【００８９】
板厚1.4mm の供試材について、機械特性を表５に示す。
これらの供試材を用いて、衝突安全性評価において、10％軽量化を満足する材料の加工硬化特性について検討した。板厚1.4 mmの供試材にて、図７(b) に示すハイドロフォーム法にて、図２(a) に示すＢ＝80mm、H1＝H2＝30mm、Ｗ＝120 mm、長さ400 mmの構造部品３を、加工歪 (ε) がポンチ肩稜線部４ｂで0.12になるように成形した。２つの部品は、40mm間隔でフランジ部をスポット溶接し、一体とした。また、板厚1.4 mmの供試材について、常法のプレス成形法およびスポット溶接により、同様に構造部品３を作製した。
【００９０】
これらの構造部品３に対して、衝突速度55km/hの条件で図２(b) に示す軸方向高速圧壊試験を実施し、圧壊ストローク200 mmまでの平均荷重Lmを測定した。
【００９１】
1.4 mmのハイドロ成形品の圧壊平均荷重と、1.6 mmのプレス成形品のそれとの比（Lmハイドロ(1.4mm) ／Lmプレス(1.6mm) ）を指標として、Ｗ値の影響を検討した。その結果を図16に示す。
【００９２】
図16の結果は、Lmハイドロ(1.4mm) ／Lmプレス(1.6mm) が1.0 以上のものは、板厚1.4mm のハイドロ成形品の圧壊性能が板厚1.6mm のプレス成形品と同等以上であることを示す。本例にあっても、10％の軽量化（0.80mm→0.70mm）を満足させるためには、Ｗ値が1.35以上であることがわかる。
【００９３】
つまり、実施例１のデント性評価と同様、衝突圧壊性能においても、Ｗ値が1.35以上を示す材料は、本発明の課題である強度特性の向上により、10％の軽量を満足しうる材料であることを示しているのである。
【００９４】
【実施例３】
本例では、高い加工硬化性能を示す複合組織鋼板と残留オーステナイトを含有した鋼板について実施例２と同様な衝突性能を調査した。
【００９５】
表６の成分No.12 〜16に示す化学組成の鋼を用いて、実施例１と同様に常法により、板厚1.4 mmと1.6 mmの供試材を製造した。1.4 mmの機械特性を表７および表８に示す。供試材はすべて連続焼鈍にて製造した冷延鋼板である。
【００９６】
複合組織鋼ならびに残留オーステイナイト鋼との連続焼鈍時の加熱温度、急冷開始温度、過時効の条件を変更させ、フェライト粒径、マルテンサイトの体積率、オーステテナイト中のＣ濃度を変化させた。それぞれの性質を表７および表８にあわせて示している。
【００９７】
実施例２と同様に、板厚1.4 mmの供試材でハイドロ成形品を、板厚1.6 mmの鋼板でプレス成形品を製作し、衝突試験を行った。
そのときの結果を表９に示す。
【００９８】
フェライト粒径が35μｍをこえる供試材13および、γ中のＣ濃度が1.25％を超える供試材14、0.7 ％を下回る供試材16は、Ｗ値が小さく、Lmハイドロ(1.4mm) ／Lmプレス(1.6mm) が1.0 未満となる。
【００９９】
一方、供試材12、15はＷ値が1.35以上であり、Lmハイドロ(1.4mm) ／Lmプレス(1,6mm) が1.0 以上となるので、1.6 mm→1.4 mmの軽量化が可能である。
つまり、これらの結果を総合すると、複合組織鋼においてはフェライト粒径が35μｍ以下、残留オーステナイト鋼板においてはオーステナイト中のＣ濃度が0.7 〜1.25％のものが、性能が良好であることが確認できる。
【０１００】
以上、実施例で示したように、材料流入を伴うハイドロフォーム成形にてδｒが0.35以下のものが、所定の部品形状を得ることが可能であり、また強度特性からはＷが1.35以上の材料が10％以上の軽量化を実現することができ、複合組織鋼板においてはフェライト粒径が35μｍ以下、残留オーステナイト鋼板においてはオーステナイト中のＣ濃度が0.7 〜1.35％のものが性能がより良好である。
【０１０１】
つまり、本発明において規定する範囲を満足するハイドロフォーム用鋼板が、本発明の課題を解決しうることが分かる。
【０１０２】
【表１】
0003767517.tif 000011
【０１０３】
【表２】
0003767517.tif 000012
【０１０４】
【表３】
0003767517.tif 000013
【０１０５】
【表４】
0003767517.tif 000014
【０１０６】
【表５】
0003767517.tif 000015
【０１０７】
【表６】
0003767517.tif 000016
【０１０８】
【表７】
0003767517.tif 000017
【０１０９】
【表８】
0003767517.tif 000018
【０１１０】
【表９】
0003767517.tif 000019
【０１１１】
【発明の効果】
以上のように、本発明によればハイドロフォームでの加工液のシール性が確保されるとともに、従来のプレス成形法では実現し得ない成形品の軽量化と強度特性向上を両立することが可能となり、自動車の燃費向上や衝突安全性の向上などの大いなる効果を奏する。
【図面の簡単な説明】
【図１】パネル部品の耐デント性の説明図であり、図１(a) はパネル部品の外観および引張試験片の採取位置の例を示す斜視図、図１(b) は耐デント試験での局部荷重負荷状況の断面図、図１(c) はデント深さを示す局部断面図である。
【図２】構造部品の軸方向圧壊試験の説明図であり、図２(a) 構造部品３の外観および引張試験片の採取位置の例を示す斜視図、図２(b) は圧壊状況の説明図、図２(c) は圧壊ストロークと荷重の関係、吸収エネルギーおよび平均荷重の説明図である。
【図３】素材および成形品から採取した引張試験片での応力−歪線図の説明図である。
【図４】パネル部品のプレス成形方法の説明図であり、図４(a) は成形直前の断面図、図４(b) は成形終了時点の断面図である。
【図５】構造部品のプレス成形方法の説明図であり、図５(a) は成形直前の断面図、図５(b) は成形終了時点の断面図である。
【図６】プレス成形された構造部品の断面方向の相当歪の分布例の説明図である。
【図７】ハイドロフォーム状況の説明図であり、図７(a) は一枚の鋼板の片面側から加工液圧力を付加して膨出させる状況を示す断面図、図７(b) は二枚の鋼板の合わせ面に加工液圧力を付加して上下に膨出させる状況を示す断面図である。
【図８】ハイドロフォームでの加工液シール状況の説明図であり、図８(a) は良好は加工液シール状況を示す部分断面図、図８(b) は加工液シールが不完全な状況を示す部分断面図である。
【図９】ｒ値の面内異方性の例の説明図である。
【図１０】軸対称形状のハイドロフォームでのフランジ流入状況の一例の説明図であり、図10(a) は平面図、図10(b) は断面図である。
【図１１】軸対称形状のハイドロフォームでのｒ値の面内異方性パラメータおよび最大フランジ移動量とシール性の関係の実験結果の説明図である。
【図１２】フランジ流入量と△ｒ（ｒ値の板面内異方性）の関係でみた加工液シールの可否を示す実験結果の例の説明図であり、図12(a) は平面図、図12(b) は断面図である。
【図１３】パネル部品の相当歪と耐デント荷重の関係を示す実験結果の説明図である。
【図１４】構造部品の相当歪と圧壊荷重の関係を示す実験結果の説明図である。
【図１５】実施例１の結果の説明図である。
【図１６】実施例２の結果の説明図である。
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
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【図１３】
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【図１４】
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【図１５】
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【図１６】
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