Review

超高強度 TRIP 鋼板のスポット溶接およびプレス加工に及ぼす遅れ破壊疲労特性
超高強度
TRIP 鋼板のスポット溶接および長野工業高等専門学校・機械工学科東北大学金属材料研究所
プレス加工に及ぼす遅れ破壊疲労特性

教授 長坂 明彦助教北條智彦
（平成 27 年度 一般研究開発助成 AF-2015040）

長坂

明彦 *

北條

智彦 **

A. Nagasaka
T. Hojyo
キーワード：引張特性，スポット溶接試験片，75,3型マルテンサイト鋼，ホットスタンプ用鋼，水素脆性

キーワード：引張特性，スポット溶接試験片，TRIP 型マルテンサイト鋼，ホットスタンプ用鋼，水素脆性



１．緒言

影響部 （HAZ）軟化の影響が検討されている 12）。しかしながら，スポット溶接した TM 鋼の引張特性における耐水

近年，軽量化ならびに衝突安全性の向上を目指して自動素脆化特性に関する研究報告十分に行われていない。

車用鋼板の超高強度化が進められている。とくに，自動車の前後のドアの間，後部ドアの付け根にある柱であるセン

そこで，本研究では超高強度鋼板における自動車の側面

ターピラー（B ピラー），およびバンパービーム等で 1470

衝突の際に起こるスポット溶接近傍のホットスタンプ成MPa 以上の強度を実現するためにホットスタンプ用鋼

形後の変形能（延性やじん性）を改善するため，自動車用（hot stamped steel : HS 鋼）が使われている 1）。それに対超高張力鋼板の引張特性に及ぼすスポット溶接，および水TRIP2）型マル

素の影響を明らかにすることを目的として，スポット溶接

して，優れた強度・延性バランスを有する

テンサイト鋼（TRIP-aided martensitic steel : TM 鋼）3,4） はした TM 鋼板の水素脆化特性を調査した。

1470 MPa 以上の超高強度鋼板のニーズの高まりに対応す

２．実験方法る材料として期待されており，様々な研究が報告されている 5）。

Table 1 に供試鋼の化学組成を示す。供試鋼には Si 添加
量の異なる化学組成を有する冷延鋼板（板厚 t＝1.4 mm）

たとえば，Senuma らは超高強度マルテンサイト鋼の遅れ破壊感受性に及ぼす Mn，Nb，Ti，Mo 等の成分の影響を用いた（Table 1）。供試鋼は粗圧延（t＝60→t＝30 mm），

について検討している 6–9）。そこでは，板厚 1 mm の試験

仕上げ圧延（t＝30→t＝4 mm），酸洗後冷間圧延（t＝4→t

片のノッチ部に最大応力が 1.3 GPa になるように負荷した＝1.4 mm）をして作製した。TM 鋼は，900 ℃，1200 s の状態でチオシアン酸アンモニウム NH4SCN 水溶液に浸漬

オーステナイト化後，250 ℃，200 s の等温変態処理を施しして， 浸漬開始から破断までの時間を測定している。

た。また，比較として，900 ℃，240 s 加熱，金型保持 15 s

Yamazaki ら 10） は，U 字曲げ試料をボルトで締め付け，のダイクエンチをした鋼とその後，700 ℃，1 h 空冷の焼負荷をかけた状態で水素の陰極チャージを行った遅れ破戻しを施した 2 種類の鋼板を作製した。以後，ダイクエン

壊試験の結果， U 字曲げをする前の試料の残留オーステ

チままのホットスタンプ材を HS1 鋼，HS1 鋼に焼戻しをナイト γR が多いほど遅れ破壊感受性が高まることを報告

施した材を HS7 鋼と呼ぶこととする。

している。実用部材を模擬した自動車用高強度鋼板の水素

Fig.1 にスポット溶接引張試験片を示す 13）。引張試験片

脆化特性評価のため，1470 MPa 級 TM 鋼板の U 曲げ―陰の平行部の中央にタブ材をスポット溶接し，スポット溶接

極チャージ試験が行われ，短冊状試験片を曲げ半径 3～15

試験片を作製した。Table 2 にスポット溶接条件を示す 13）。

mm で U 曲げ加工をして塑性ひずみを U 曲げ頂点部に 0

スポット溶接試験には，定置式直流インバータスポット溶～1000 MPa の応力をそれぞれ付与し，この U 曲げ試験片

接機（ダイヘン，SLAI 65-601（S-1））を用いた。電極にはに水素チャージ（電解チャージ，3 % NaCl ＋5 g/L チオシ

DR 型，元径 16 mm，先端径 6 mm，先端 R40 mm の Cu-

アン酸アンモニウム NH4SCN 水溶液，電流密度 10 A/m2 ，Cr 合金を用い，加圧力 3.0 kN，通電時間 333 ms，溶接電

25 ℃）を行い，水素脆化試験を行っている。

流 I は 6.5 kA で行った。
微細組織観察には，SEM を用いて行った。残留オース

また，引張強さ 1470 MPa 級の焼戻しマルテンサイト鋼において，Si 添加量を変えることで水素添加により擬へき

テナイトの体積率 fγ（vol%）は CuKα 線によって測定され開破壊主体であるもとの粒界破壊主体である鋼材を用意た α-Fe 200，α-Fe 211，γ-Fe 200，γ-Fe 220，γ-Fe 311 回折

し，円周切欠き試験片の破壊強さと破面形態に及ぼす引張面ピークの積分強度により測定した 14）。また，残留オース

速度，水素量，温度の影響が検討されている 11）。自動車のテナイト γR 中の炭素濃度 Cγ（mass%）は CuKα 線によっ

側面衝突評価では，車体側面の B ピラーのフランジが鋼て測定した γ-Fe 200，γ-Fe 220，および γ-Fe 311 回折ピー

板面内で引張りを受ける変形モードになることがあるた

ク角度から求めた格子定数の平均値 aγ（×10－10 m）を次め，スポット溶接した引張試験片の強度と伸びに及ぼす熱式（1）15）に代入して求めた。

* 長野工業高等専門学校** 東北大学

機械工学科

金属材料研究所

助教

教授- 46 -

が拡散性水素であり，それ以上の温度で放出される水素は
非拡散性水素とされる。水素脆性に寄与するのは拡散性水

aγ＝3.5780＋0.0330Cγ＋0.00095Mnγ素であるため，拡散性水素量のみを求めた 17）。

＋0.0056Alγ＋0.0220Nγ ・・・・・・・・・・・・・（1）
ここで，Mnγ，Alγ，および Nγ はオーステナイト γ 中の元素濃度（mass%）を表す。本研究では便宜上，それぞれの合金元素の添加量を用いた。

Specimen

引張試験には，母材引張試験片（母材試験片，板幅：20

Water jacket

mm，平行部の長さ：60 mm，標点間距離：50 mm），およびスポット溶接引張試験片（溶接試験片, タブ板：
20×20×1.4 mm）1）を用い，インストロン型引張試験機によりクロスヘッド速度 1 mm/min（ひずみ速度 2.8×10－4 /s）で行った（Fig. 1）。ビッカース硬さ試験には，ダイナミッ
ク微小硬度計（荷重 98.1 mN，保持時間 5 s）により，鋼板

H charging solution
50 mmの重ね面から t/4＝ 0.35 mm 鋼板内側の位置にて，鋼板表面に x＝0.1 mm 間隔に平行方向の硬さ分布を測定した。

Fig. 2. Appearance of tensile test after hydrogen charging.

Table 1. Chemical composition of steels used (mass%).

Table 2. Condition of spot welding.

steel

C

Si

Mn

Ti

Cr

B

TM

0.22

1.51

1.51

0.020

0.21

0.003

HS1,

0.22

-

1.21

0.038

0.25

0.004

Electrode cap

Electrode

Welding timeforce

Welding
current (I)Cu-Cr

3.0 kN

333 ms

DR16×60, 40R(0.25 MPa)

(20 cycles/60 Hz)

6.5 kAHS7

３．実験結果および考察・ 組織と機械的特性
Fig. 3 に供試鋼のミクロ組織 SEM 写真を示す。Fig. 3（a）
は TM 鋼，Fig. 3（b）は HS1 鋼，および Fig. 3（c）は HS7鋼のミクロ組織である。3 %硝酸エタノール溶液腐食により，TM 鋼はマルテンサイトと残留オーステナイト γR （γRの体積率 fγ＝1.52 vol%，残留オーステナイト γR 中の炭素

Fig. 1. Geometry of spot-welded specimen13).

濃度 Cγ＝0.79 mass%），HS1 鋼はマルテンサイト，HS7 鋼
は焼戻しマルテンサイトの組織からそれぞれなる。TM 鋼

Fig. 2 に水素チャージ引張試験を示す。水素チャージにと HS1 鋼 はマルテンサイト母相を有するが，HS1 鋼の比は，陰極チャージ法を用いた。定電流装置により試験片を較的幅広なマルテンサイトラスには TM 鋼よりも多くのカソード分極し，水素チャージを行った。対極には Pt 線

セメンタイトが析出したことが確認された。

を用いた。3 wt%の NaCl 水溶液に，5 g/L のチオシアン酸

Table 3 に供試鋼の母材試験片の機械的特性，および炭アンモニウム NH4SCN を添加した水溶液 400 mL を水素チ

素当量 Ceq を示す 18）。炭素当量 Ceq は溶接性を示すパラメ

ャージ水溶液として用いた。電流密度 10 A/m2

，チャージータであり次式（2）より求め，0.47～0.58 mass%の範囲で

時間 48 h とした。水素チャージ領域は，マスキング処理ある。ここで，［C］，［Si］，［Mn］，および［Cr］は含有量後の試験片タブ板溶接部の両面（20 mm×20 mm×2），お（mass%）を示す。

よび両側面（20 mm×1.4 mm×4）とした。
水素量の測定には，昇温脱離分析（TDS）を用いた 16）。

Ceq = [C] + [Si] /24 + [Mn] /6 + [Cr] / 5 ・・・・・・・（2）

水素チャージ引張試験のときと同様の水素チャージ液，電流 密 度 で 48 h ，水素チ ャ ージした試 験 片を昇温速度

Table 4 に供試鋼の溶接試験片の機械的特性を示す。ここ100 ℃/h にて 800 ℃まで加熱した。標準リークガスを用いで，母材試験片の引張強さ TS と全伸び TEl，溶接試験片て校正し，放出水素分圧を水素放出速度に換算した。水素の引張強さ（最大応力）TS-W と溶接試験片の全伸び（破放出速度を時間積分し，試験片重量で除すことで累積水素断伸び）TEl-W より，引張強さの差ΔTS をΔTS＝TS-W－

量として求めた。室温から約 300 ℃までに放出される水素

TS，全伸びの差ΔTEl をΔTEl＝TEl-W－ TEl とそれぞれ定- 47 -

Table 3. Mechanical properties of steel sheets used.

YS

TS

UEl

TEl

TS×TEl

Ceq

(MPa)

(MPa)

(%)

(%)

(GPa %)(mass%)

TM

1180

1532

5.6

9.4

14.4

0.58

HS1

1095

1469

6.5

7.7

11.3

0.47

HS7

521

559

13.7

22.4

12.5

0.47

steel

YS: yield stress or 0.2% offset proof stress, TS: tensile strength, UEl: uniform elongation,
TEl: total elongation, TS×TEl: strength-ductility balance and Ceq: carbon equivalent.
義した（Table 3，Table 4）。各鋼の母材の引張特性は，TM(a)鋼，HS1 鋼で 1470 MPa 級の引張強さを有し，HS7 鋼は 590
MPa 級の引張強さとなった。一方，HS7 鋼は TM 鋼，HS1
鋼よりも大きな全伸びを有した。また，TM 鋼は残留オー
ステナイト γR のひずみ誘起変態により，HS1 鋼と同レベ
ルの引張強さを有するにもかかわらず HS1 鋼よりも大きな全伸びを有した。
TM 鋼，および HS1 鋼において，溶接試験片は母材試験片に比較して，引張強さと全伸びはそれぞれ低下した（Table 3，Table 4）。TM 鋼，および HS1 鋼の溶接試験片

5 μmはスポット溶接部外周で破断した。一方，HS7 鋼において，溶接試験片は母材試験片に比較して，TS-W は変化しなか(b)

ったが，TEl-W はわずかに低下し，母材部破断した（Table4）。このことから，TM 鋼の溶接試験片最大応力 TS-W＝1450 MPa，および破断伸び TEl-W＝7.0%は，HS1 鋼の破断伸びに比較して優れており，HS1 鋼の母材強度（TS＝1469
MPa）レベルを有することがわかる（Table 3，Table 4）。また，TM 鋼は優れた強度・延性バランス TS×TEl＝14.4
GPa%（TS＝1532 MPa，TEl＝9.4 %）を有し，TM 鋼の溶接試験片の強度・延性バランス TS-W×TEl-W＝10.2 GPa%もHS1 鋼のそれに比較して優れている。

5 μm

Table 4. Mechanical properties of spot-welded test specimen.

(c)

ΔTS

ΔTEl

(GPa %)

(MPa)

(%)

7.0

10.2

－82

－2.4

1388

6.2

8.6

－81

－1.5

557

21.7

12.1

－2

－0.7

TEl-

TS-W

W

×TEl-W

(MPa)

(%)

TM

1450

HS1
HS7

spot

TS-W

weldedtest
specimen

5 μm
Fig. 3. Scanning electron micrographs of (a)TM,(b)HS1 and (c)HS7 steels13).

TS-W: tensile strength of spot-welded test specimen, TEl-W:
total elongation of spot-welded test specimen, TS-W×TEl-W:
strength-ductility balance of spot welded test specimen, ΔTS:
tensile strength difference (ΔTS=TS-W－TS) and ΔTEl: total
elongation difference (ΔTEl= TEl-W－TEl).

- 48 -

・ 引張強度特性に及ぼす水素の影響
Table 5 に各鋼のスポット溶接・水素チャージ後の最大応力を示す。母材試験片の引張強さを TS，スポット溶接
試験片の最大応力を TS-W，水素チャージ母材試験片の最大応力を TS-H，水素チャージ溶接試験片の最大応力を TSWH と呼ぶこととする。Fig. 4 に破断後の母材試験片を示す。
（a）の TM 鋼母材試験片を TM-B，（b）の TM 鋼水素
チャージ母材試験片を TM-H，（c）の HS1 鋼母材試験片

(b

(a

(c

(d

を HS1-B，（d）の HS1 鋼水素チャージ母材試験片を HS1H と呼ぶこととする。母材試験片では，引張方向と 45°の

10 mm

最大せん断応力方向に破断しているため，延性破壊と考えられる（Fig. 4（a），Fig. 4（c））。水素チャージ後の試験片では，引張方向に垂直に破断しているため，脆性破壊が支Fig. 4. Base metal specimens after tensile test ((a)TM-B,(b) TM-H, (c) HS1-B, (d) HS1-H)

配的であると考えられる（Fig. 4（b），Fig. 4（d））。
Fig.5 に破断後の溶接試験片を示す。（a）の TM 鋼溶接試験片を TM-W，（b）の TM 鋼水素チャージ溶接試験片をTM-WH，（c）の HS1 鋼溶接試験片を HS1-W，（d）の HS1
鋼水素チャージ溶接試験片を HS1-WH と呼ぶこととする。
溶接後試験片では，面内引張試験 12）として行ったため，平滑試験片と同様に評価した。水素チャージ無しの場合は，(b(a引張方向と 45°の最大せん断応力方向に破断しているため，(c(d

延性破壊が支配的であると考えられる（Fig. 5（a），Fig. 5（c））。TM-WH では，右側が引張方向に垂直に，左側が引10 mm

張方向と 45 °の最大せん断応力方向に破断しているため，Fig. 5. Spot-welded specimens after tensile test ((a)TM-W,(b) TM-WH, (c) HS1-W, (d) HS1-WH).

延性破壊と脆性破壊と考えられる（Fig. 5（b））。HS1-WH
では，引張方向に垂直に破断しているため脆性破壊と考えられる（Fig. 5（d））。
Fig. 6 に HS7 鋼の水素チャージ試験片を示す。（a）のHS7 鋼水素チャージ母材試験片を HS7-H，（b）の HS7 鋼
水素チャージ溶接試験片を HS7-WH と呼ぶこととする。
HS7 鋼では，どちらも引張方向と 45 °の最大せん断応力方向に破断しているため，延性破壊と考えられる（Fig. 6（a），
Fig. 6 （b））。

(aTable 5. Tensile strength and maximum stress of TM,
HS1 and HS7 steels.

TS

TS-W

TS-H

TS-WH

(MPa)

(MPa)

(MPa)

(MPa)

TM

1532

1450

1126

929

HS1

1469

1388

725

811

HS7

559

557

507

533

specimen(b

10 mm
Fig. 6. Specimens after tensile test ((a)HS7-H, (b) HS7-WH) .

Fig. 7 に TM 鋼，Fig. 8 に HS1 鋼，Fig.9 に HS7 鋼の母材試験片，および溶接試験片の水素チャージ有無の応力 σ－ひずみ ε 線図を示す。Figs.7，8 より，TM 鋼，HS1 鋼の母材試験片，および溶接試験片の水素チャージ無しの場合
は，塑性変形をしたあと，破断したのに対し，水素チャー

TS: tensile strength of base metal specimen,
TS-W: tensile strength of spot-welded specimen,
TS-H: tensile strength of base metal specimen withhydrogen charging and TS-WH: tensile strengthof spot-welded specimen with hydrogen charging.

ジして引張試験した場合は，母材試験片，および溶接試験片のいずれも弾性変形領域で破断を生じた。一方，Fig. 9の HS7 鋼は母材試験片，および溶接試験片の水素チャージの有無においてそれぞれ最大応力は同等であるが，水素チャージにより破断伸びが小さくなっていることがわかる。

- 49 -

2000

及ぼす水素の影響を示す。水素チャージ後の HS1 鋼母材

1500

σ (MPa)Fig. 10 に引張強さの比較を示す。Fig. 11 に引張強さに試験片の引張強さは TS-H＝725 MPa で，HS1 鋼母材試験
片の TS＝1469 MPa と比べ半減し，水素チャージ部で脆性破壊した（Table 5，Fig. 4（d））。

(a)without H

1000
500
with H
0
0

(a)

1500

2000

1000
500

with
0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

ε

σ (MPa)2000(b)

without

with

1000
500
0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

ε
Fig. 9. Stress (σ)-strain (ε) curves for HS7 steel of(a) base metal without and with hydrogencharging, (b) spot-welded test specimen
without and with hydrogen charging.

1000
with
0.05

0.25

(b)

1500

0

0.2

1500

without H

500

0.15

0

0
0.1

0.15

0.2

0.25

ε

水素チャージ後の TM 鋼母材試験片の引張強さは TS-H

Fig. 7. Stress (σ)-strain (ε) curves for TM steel of(a) base metal without and with hydrogencharging, (b) spot-welded test specimen
without and with hydrogen charging.

＝1126 MPa で，水素チャージ後の HS1 鋼母材試験片の引張強さ TS-H＝725 MPa と比べ，水素脆化の影響が小さい（Fig. 10，Fig. 11）。水素チャージ後の TM 鋼溶接試験片はTS-WH＝929 MPa で，水素チャージ後の HS1 鋼溶接試験
片の TS-WH＝811 MPa と比べ，水素脆化，スポット溶接の2000
σ (MPa)

0.1

ε

0

(a)

影響が小さい（Fig. 10，Fig. 11）。

without H

1500
1000

2000

500
TS (MPa)

with H
0
0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

ε
2000
σ (MPa)0.05

without H

σ (MPa)σ (MPa)

2000

1500

BW

BW
H
WH

1000

WH
H

500

(b)

1500

B W HWH0

without H

TM

1000

HS1

HS7

Steel

500

with H

Fig. 10. Tensile strength and maximum stress of TM
steel, HS1 steel, and HS7 steel, in witch “B”,
“W”, “H” and “WH” denote “Base sample”,“Spot-welded sample”, “Hydrogen charged
sample” and “Spot welded and hydrogencharged sample”, respectively.

0
0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

ε
Fig. 8. Stress (σ)-strain (ε) curves for HS1 steel of(a) base metal without and with hydrogencharging, (b) spot-welded test specimen
without and with hydrogen charging.

- 50 -

ΔTS-H, ΔTS-WH (MPa)

1000
800
600
400

ΔTS-H
HS1
-744

ΔTS-WH

TM
-406
HS7
-52

200

Fusion

HAZ

HS7
-24

0
Base

Base metal

TM HS1-521 -577

Steel

WeldedCorona bond
1 mm

Fig. 11. Maximum stress difference between base andhydrogen charged samples (ΔTS-H), base andspot-welded and hydrogen charged samples(ΔTS-WH) of TM steel.

Fig. 12. Cross-sectional image of spot-welded TM steel.

800
TM

700
TM 鋼，および HS1 に水素チャージを行うと，TM 鋼で600
HV

は水素は主に旧オーステナイト粒界やラス境界 19），転位
上 20），残留オーステナイト中，または残留オーステナイト
γR ／マルテンサイト境界 21）に，HS1 鋼では TM 鋼と同様

500

400
300

に旧オーステナイト粒界やラス境界，転位上のほかに，マルテンサイト／セメンタイト 境界 22）にトラップしたと200考えられる。オーステナイト（fcc）とマルテンサイト（bcc）

100の水素固溶量の差 23）から，TM 鋼

は引張試験中の残留オーステナイト γR のマルテンサイト変態によって変態した-50x (mm)

5

10

Fig. 13. Vickers hardness (HV) distribution for TM steel13).

マルテンサイト近傍の水素濃度が上昇し，き裂が発生する
16）。しかし，TM 鋼の残留オーステナイト γ-10

R は微細均一に存在し，周囲を硬質のマルテンサイト に囲まれていたこ

Fig. 13 から Fig. 15 の各鋼のスポット溶接部の硬さ分布とにより塑性ひずみに対する安定性が高かったことから，

より，TM 鋼の母材は，500 HV～600 HV，HS1 鋼の母材は残留オーステナイト γR のひずみ誘起，および応力誘起変

400 HV～500 HV を有し，溶融部の硬さも母材の硬さとほ態が抑制されたこと，および変形早期に発生したき裂のサ

とんど変わらなかった。また，TM 鋼，HS1 鋼とも HAZ 部

イズは小さく，すぐにき裂進展が抑制されたことから，TMの硬さは母材よりも低下したが，TM 鋼の HAZ 部の硬さ

鋼は HS1 鋼よりも強度の低下が小さかったと考えられた。

低下量は，HS1 鋼の HAZ 部の硬さの低下量ほど大きくな

また，水素チャージ後の HS7 鋼母材試験片は TS-H＝507

かった。 一方，HS7 鋼では，母材の硬さは 200 HV 程度

MPa で，HS7 鋼母材試験片の TS＝559 MPa と比べ，同等であったが，スポット溶接の溶融部，および HAZ 部の硬の強度を得られ，母材部で破断した。これは，1200 MPa 以

さは約 500 HV まで上昇し，母材に比較してかなり高くな

下の鋼が水素の影響を受けにくいことに起因する（Fig. 10,

った。TM 鋼，および HS1 鋼は，HAZ 部の硬さが母材，Fig. 11）。水素チャージ後の TM 鋼母材試験片の TS-H＝および溶融部に比較して低下したことにより，この HAZ

1126 MPa と，TM 鋼溶接試験片の TS-W＝1450 MPa は，部が切欠きと同様の作用を示し，HAZ 部でき裂が発生しHS1 鋼のそれと比べ，同等の強度を示した（Fig. 10）。

たため，母材試験片に比較して破断伸びが低下したと考えられた。一方，HS7 鋼の母材部硬さは 200 HV，溶融部の硬さが 500 HV であることから，HAZ 部は切欠きとして作・ 引張強度特性に及ぼすスポット溶接部の硬さ分

用せず，溶融部や HAZ 部ではなく母材破断したため，破布の影響
Fig. 12 に TM 鋼のスポット溶接部断面を示す。また，断伸びの大きな低下は抑制されたと考えられる。TM 鋼に

Fig. 13 に TM 鋼，Fig. 14 に HS1 鋼，および Fig. 15 に HS7

おいて，スポット溶接の HAZ 軟化は抑制されないが，引鋼の溶接部断面のビッカース硬さ HV 分布をそれぞれ示張試験中の残留オーステナイト γR の TRIP 効果によってす。

HAZ 軟化した部分を強化して HAZ 部でのき裂の発生を遅らせたため，TS -W＝1450 MPa の高い溶接試験片の最大応力を発現したと考えられる（Table 3，Table 4）。

- 51 -

800
700
600
500
400
300
200
100

800
700
600
500
400
300
200
100

HS7

HV

HV

HS1

-10

-5

0
x (mm)

5

10-10

Fig. 14. Vickers hardness (HV) distribution for HS1 steel13).

-50x (mm)

5

10

Fig. 15. Vickers hardness (HV) distribution for HS7 steel13).

(a)

(c)

5 μm

5 μm

(d)

(b)

250 μm

250 μmFig. 16. Scanning electron micrographs of fracture surface in TM steel. ((a) high magnification (×2000) of base metal,(b) low magnification (×47) of (a), (c) high magnification of base metal with hydrogen, (d) low magnificationof (c)).
Fig. 16 に TM 鋼，Fig. 17 に HS1 鋼の破面写真を示す。

Fig.18 に，TM 鋼，HS1 鋼，および HS7 鋼のタブ板（20×Fig. 16 より，TM 鋼は水素の有無にかかわらずディンプル

20×1.4 mm）に水素チャージを実施し，それらを 100 ℃/h

破面になった。しかし，水素チャージした母材試験片の破で昇温脱離分析した水素放出曲線を示す。TM 鋼の拡散性

面は浅く底が平らなディンプルが支配的で，通常のディン

水素量は 2.0 ppm で，HS1 鋼の 2.9 ppm と比べ少ないこと

プルではなく，脆性的なディンプルを形成したと考えられが分かる。ここで，水素は転位にトラップされることと，る。以上のことから，TM 鋼は HS1 鋼と比べ，水素脆化の鋼材の強度が上がるほど転位密度が高くなることから，母影響が小さく，TM 鋼の水素脆化はスポット溶接の影響と材強度レベルが高い TM 鋼の方が，拡散性水素量が大きく同等の強度を示した（Fig. 16）。TM 鋼は母材試験片，水素なることが考えられた，しかし，TM 鋼の拡散性水素量はチャージ後母材試験片のどちらでもディンプルが見られ

HS1 鋼より小さくなった。TM 鋼では水素は主に旧オースた。しかし，水素チャージ後母材試験片のディンプルは浅テナイト粒界やラス境界 19），転位上 20），残留オーステナ

く平らなディンプルが支配的となっていた。よって，水素

イト γR 中，または残留オーステナイト γR ／マルテンサイ

チャージ後の母材試験片では，擬へき開破壊となり，脆性ト境界 21）に，HS1 鋼では TM 鋼と同様に旧オーステナイ

破壊したと考えられる（Fig.16（c））。

ト粒界やラス境界，転位上のほかに，マルテンサイト／セ- 52 -

(a)

(c)

5 μm

5 μm
(d)

(b)

250 μm

250 μmFig. 17. Scanning electron micrographs of fracture surface in HS1 steel. ((a) high magnification (×2000) of base metal,(b) low magnification (×47) of (a), (c) high magnification of base metal with hydrogen, (d) low magnification of (c)).

Hydrogen desorption rate
[ppm sec-1]

Hydrogen desorption rate (ppm s－1)

TM 鋼と HS1 鋼と比べ極端に少ないことが分かる。これは0.0010HS1 鋼の転位密度が高いこと，およびセメンタイト析出量HS12.9 ppm
TM
2.0 ppm

0.00080.00060.0004が多かったことに起因したと考えられた。そのため，HS7鋼は水素チャージの有無に関わらず母材部で破断した。
Fig. 19（a, d）に TM 鋼の母材部，Fig.19（b, e）に HAZ
部，および Fig. 19（c, f）に溶融部断面の EBSD 解析結果

HS7
0.4 ppm

0.0002（IPF マップ，および相分布マップ）をそれぞれ示す。母
材部はマルテンサイト母相（青色）と微細な残留オーステ
ナイト γR（赤色）からなる（Fig.19（d））。一方，スポット

0.00000100
200Temperature (℃)

300

溶接部はスポット溶接時に母材が溶融し，急冷されて固溶したことにより非常に微細な組織を有した（Fig. 19（f））
。
また， HAZ 部は組織が粗大化したように見えた（Fig.19

Fig. 18. Typical hydrogen desorption curves for TM,
HS1 and HS7 steels.

（e））。しかし，母材部，スポット溶接部，HAZ 部とも残留オーステナ イト γR の量に大きな差は確認されなかった。
以上のことより，母材試験片における水素チャージ後のメンタイト境界 22）にトラップしたと考えられる。TM 鋼

最大応力 TS-H＝1126 MPa と引張強さ TS＝1532 MPa とのの強度は，塑性変形中の残留オーステナイト γR のマルテ差（ΔTS-H＝TS-H－TS＝－406 MPa）は，ホットスタンプ

ンサイト変態によって確保される。一方，HS1 鋼の強度は鋼（HS1 鋼）のそれ（ΔTS-H＝－744 MPa）と比べ優れた。

母相の転位密度の上昇，およびマルテンサイト母相内の多これは，TM 鋼の残留オーステナイト γR が水素脆性による量のセメンタイト析出によって確保されたと考えられる。

強度低下を抑制したことに起因したと考えられる（Fig.

したがって，HS1 鋼は転位上，および TM 鋼よりも多量に11）。TM 鋼の溶接試験片における水素チャージ後 の最大存在するマルテンサイト母相／セメンタイト境界に多く

応力 TS-WH と最大応力 TS-W との差（ΔTS-WH＝ TS-WHの水素がトラップしたために HS1 鋼の水素量が高かった－TS-W＝－521 MPa）と HS1 鋼のそれ（ΔTS-WH＝－577と考えられた。また，HS7 鋼の拡散性水素量は 0.4 ppm で，MPa）の影響は同程度であった。これはスポット溶接部の- 53 -

Base metal(a)Fusion zone

Heat affected zone(b)

Fusion zone

(c)

001

101

111

(d)

(e)

(f)

10 μm
Fig. 19. (a, b and c) Inverse pole figure maps and (d, e and f) phase maps of bcc and fcc in (a and d)base metal, (b and e) heat affected zone and (c and f) fusion zone for TM steel. Red and blue
portions in phase maps represent retained austenite and martensite, respectively.

硬さ分布の HAZ 軟化における応力集中の影響が一因であ577 MPa）の影響は同程度であった。これは，スポット溶ると考えられる（Fig. 11）。

接部の硬さ分布の HAZ 軟化における応力集中の影響が一因であると考えられた。

４．結言
自動車用超高強度 TRIP 型マルテンサイト鋼（TM 鋼）

謝辞

板のスポット溶接引張特性に及ぼす水素の影響を調査し最後に，本研究の一部は公益財団法人天田財団によった。主な結果は以下の通りである。

て行われた。ここに，深謝いたします。

(1) TM 鋼の母材試験片における水素チャージ後の最大応

参考文献

力 TS-H＝1126 MPa と引張強さ TS＝1532 MPa との差

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これは，TM 鋼の残留オーステナイト γR が水素脆性による

2) V. F. Zackay, E. R. Parker, D. Fahr and R. Busch: Trans. Am.
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強度低下を抑制したことに起因したと考えられた。

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(2) 水素チャージにより鋼中に吸蔵された水素量は，HS1

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鋼，TM 鋼，焼戻しされたマルテンサイト鋼（HS7 鋼）のSteel (CHS), Verlag Wissenschaftliche Scripten, Auerbach,

順番に低下し，HS1 鋼が最も高かった。これは，HS1 鋼の(2013), 137.

転位密度が高いことが一因と考えられた。

4) D. V. Pham, J. Kobayashi and K. Sugimoto: Tetsu-to-Hagané,99(2013), 659 (in Japanese).

(3) TM 鋼のスポット溶接試験片における水素チャージ後

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の最大応力 TS-WH と最大応力 TS-W との差（ΔTS-WH＝TSWH－TS-W＝－521 MPa）と HS1 鋼のそれ（ΔTS-WH＝－

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