JP7056799B2 - 熱間プレス部材及びその製造方法、並びに熱間プレス用めっき鋼板 - Google Patents
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Description
本発明は、熱間プレス部材及びその製造方法、並びに熱間プレス用めっき鋼板に関する。
従来から、自動車の足廻り部材や車体構造部材などの多くは、所定の強度を有する鋼板をプレス加工して製造されている。近年、地球環境の保全という観点から、自動車車体の軽量化が熱望され、使用する鋼板を高強度化して、その板厚を低減する努力が続けられている。しかし、鋼板の高強度化に伴ってそのプレス加工性が低下するため、鋼板を所望の部材形状に加工することが困難になる場合が多くなっている。
このような問題に対して、加熱された鋼板を、ダイとパンチからなる金型を用いて加工すると同時に急冷することにより、加工の容易化と高強度化の両立を可能にした熱間プレスと呼ばれる加工技術が提案されている。Ｚｎ合金めっき鋼板は、加熱後に下地鋼板と比べ電気化学的に卑なめっき層が残存することから、高い防錆性を有する熱間プレス用鋼板として注目されており、このＺｎ合金めっき鋼板を用いた熱間プレス部材およびその製造方法が提案されている。
特許文献１には、めっき層中のＡｌ濃度｛Ａｌ｝が０．２～１．０ｇ／ｍ2の範囲内であり、めっき層中のＭｇ濃度｛Ｍｇ｝（質量％）が前記Ａｌ濃度との関係で０．１０≦｛Ｍｇ｝／｛Ａｌ｝≦５を満足する熱間プレス用めっき鋼板と、この熱間プレス用めっき鋼板を加熱後、熱間プレスして得た熱間プレス部材が記載されている。
特許文献１に記載の熱間プレス部材は、リン酸亜鉛系化成処理を施した後に電着塗装を行った際の塗装後耐食性に優れることが特許文献１に記載されている。ここで、近年では、従来のリン酸亜鉛系化成処理に代わり、ジルコニウム系化成処理が普及し始めている。そのため、熱間プレス部材には、ジルコニウム系化成処理を施した後に電着塗装を行った際の塗膜密着性及び塗装後耐食性も求められるようになってきた。しかしながら、本発明者らが検討した結果、上記特許文献１に開示される熱間プレス部材は、リン酸亜鉛系化成処理を施した後に電着塗装を行った際の塗装後耐食性には優れるものの、ジルコニウム系化成処理を施した後に電着塗装を行った際の塗膜密着性及び塗装後耐食性が不十分であることが判明した。
そこで本発明は、上記課題に鑑み、ジルコニウム系化成処理を施した後に電着塗装を行った際の塗膜密着性及び塗装後耐食性に優れる熱間プレス部材と、その好適な製造方法を提供することを目的とする。
また、本発明は、そのような熱間プレス部材を得るための素材として好適な熱間プレス用めっき鋼板を提供することを目的とする。
上記課題を解決すべく本発明者らは鋭意研究を行い、以下の知見を得た。
熱間プレス部材のＦｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層において、Ｆｅ３Ｚｎ１０相などの電気化学的に卑な金属間化合物からなるΓ相の析出を制限し、かつ、当該めっき層上に形成されるＺｎ－Ａｌ－Ｍｇ含有酸化物層において、Ａｌ濃度及びＭｇ濃度の合計を大きくすることによって、ジルコニウム系化成処理を施した後に電着塗装を行った際の塗膜密着性及び塗装後耐食性を向上させることができる。
熱間プレス部材のＦｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層において、Ｆｅ３Ｚｎ１０相などの電気化学的に卑な金属間化合物からなるΓ相の析出を制限し、かつ、当該めっき層上に形成されるＺｎ－Ａｌ－Ｍｇ含有酸化物層において、Ａｌ濃度及びＭｇ濃度の合計を大きくすることによって、ジルコニウム系化成処理を施した後に電着塗装を行った際の塗膜密着性及び塗装後耐食性を向上させることができる。
上記のような、Γ相の析出量が少ないＦｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層と、Ａｌ濃度及びＭｇ濃度の合計が大きい酸化物層とを有する熱間プレス部材を製造するためには、所定のＡｌ量及びＭｇ量を有し、かつ、液相線温度が４００℃以下となるＺｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層を有する熱間プレス用めっき鋼板を、比較的低温に加熱後、熱間プレスする必要がある。
上記知見に基づき完成された本発明の要旨構成は以下のとおりである。
［１］下地鋼板と、
前記下地鋼板の少なくとも片面に、片面当たりの付着量が４０～４００ｇ／ｍ2で形成された、α－Ｆｅ相及びΓ相を含むＦｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層と、
前記Ｆｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層上に形成された、Ｚｎ、Ａｌ及びＭｇを含有する酸化物層と、
を有し、
入射角度２５°のＣｏ－Ｋα（波長１．７９０２１Å）を線源としたＸ線回折による、４１．５°≦２θ≦４３．０°に存在するΓ相の（４１１）面の回折ピークの強度ＩΓと、５１．０°≦２θ≦５２．０°に存在するα－Ｆｅ相の（１１０）面の回折ピークの強度Ｉαとの比ＩΓ／Ｉαが０．５以下であり、
前記酸化物層のＡｌ濃度とＭｇ濃度の和が２８原子％以上である
ことを特徴とする熱間プレス部材。
［１］下地鋼板と、
前記下地鋼板の少なくとも片面に、片面当たりの付着量が４０～４００ｇ／ｍ2で形成された、α－Ｆｅ相及びΓ相を含むＦｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層と、
前記Ｆｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層上に形成された、Ｚｎ、Ａｌ及びＭｇを含有する酸化物層と、
を有し、
入射角度２５°のＣｏ－Ｋα（波長１．７９０２１Å）を線源としたＸ線回折による、４１．５°≦２θ≦４３．０°に存在するΓ相の（４１１）面の回折ピークの強度ＩΓと、５１．０°≦２θ≦５２．０°に存在するα－Ｆｅ相の（１１０）面の回折ピークの強度Ｉαとの比ＩΓ／Ｉαが０．５以下であり、
前記酸化物層のＡｌ濃度とＭｇ濃度の和が２８原子％以上である
ことを特徴とする熱間プレス部材。
［２］下地鋼板と、
前記下地鋼板の少なくとも片面に、片面当たりの付着量が３０～１８０ｇ／ｍ2で形成された、質量％で、Ａｌ：３～１０％及びＭｇ：０．２～０．８％を含み、残部がＺｎ及び不可避的不純物である成分組成を有し、大気雰囲気下における液相線温度が４００℃以下であるＺｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層と、
を有する熱間プレス用めっき鋼板を、Ａｃ3変態点～１０００℃の温度範囲に加熱後、熱間プレスすることを特徴とする熱間プレス部材の製造方法。
前記下地鋼板の少なくとも片面に、片面当たりの付着量が３０～１８０ｇ／ｍ2で形成された、質量％で、Ａｌ：３～１０％及びＭｇ：０．２～０．８％を含み、残部がＺｎ及び不可避的不純物である成分組成を有し、大気雰囲気下における液相線温度が４００℃以下であるＺｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層と、
を有する熱間プレス用めっき鋼板を、Ａｃ3変態点～１０００℃の温度範囲に加熱後、熱間プレスすることを特徴とする熱間プレス部材の製造方法。
［３］前記Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層の成分組成が、さらに、質量％で、Ｃａ、Ｓｒ、Ｍｎ、Ｖ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｔｉ、Ｎｉ、Ｃｏ、Ｓｂ、Ｚｒ及びＢから選ばれる少なくとも一種を、合計で１％以下の範囲で含む、上記［２］に記載の熱間プレス部材の製造方法。
［４］下地鋼板と、
前記下地鋼板の少なくとも片面に、片面当たりの付着量が３０～１８０ｇ／ｍ2で形成された、質量％で、Ａｌ：３～１０％及びＭｇ：０．２～０．８％を含み、残部がＺｎ及び不可避的不純物である成分組成を有し、大気雰囲気下における液相線温度が４００℃以下であるＺｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層と、
を有することを特徴とする熱間プレス用めっき鋼板。
前記下地鋼板の少なくとも片面に、片面当たりの付着量が３０～１８０ｇ／ｍ2で形成された、質量％で、Ａｌ：３～１０％及びＭｇ：０．２～０．８％を含み、残部がＺｎ及び不可避的不純物である成分組成を有し、大気雰囲気下における液相線温度が４００℃以下であるＺｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層と、
を有することを特徴とする熱間プレス用めっき鋼板。
［５］前記Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層の成分組成が、さらに、質量％で、Ｃａ、Ｓｒ、Ｍｎ、Ｖ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｔｉ、Ｎｉ、Ｃｏ、Ｓｂ、Ｚｒ及びＢから選ばれる少なくとも一種を、合計で１％以下の範囲で含む、上記［４］に記載の熱間プレス用めっき鋼板。
本発明の熱間プレス部材は、ジルコニウム系化成処理を施した後に電着塗装を行った際の塗膜密着性及び塗装後耐食性に優れる。また、本発明の熱間プレス部材の製造方法によれば、ジルコニウム系化成処理を施した後に電着塗装を行った際の塗膜密着性及び塗装後耐食性に優れる熱間プレス部材を製造することができる。
本発明の熱間プレス用めっき鋼板は、ジルコニウム系化成処理を施した後に電着塗装を行った際の塗膜密着性及び塗装後耐食性に優れる熱間プレス部材を製造するための素材として好適である。
（熱間プレス部材）
本発明の一実施形態による熱間プレス部材は、下地鋼板と、前記下地鋼板の少なくとも片面に形成されたＦｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層と、前記Ｆｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層上に形成された酸化物層と、を有する。
本発明の一実施形態による熱間プレス部材は、下地鋼板と、前記下地鋼板の少なくとも片面に形成されたＦｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層と、前記Ｆｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層上に形成された酸化物層と、を有する。
［下地鋼板］
本実施形態の熱間プレス部材における下地鋼板は、特に限定されないが、熱間プレス部材の引張強さＴＳを１４７０ＭＰａ以上とするためには、後記の熱間プレス用めっき鋼板の項で説明する成分組成を有する鋼板を用いることが好ましい。
本実施形態の熱間プレス部材における下地鋼板は、特に限定されないが、熱間プレス部材の引張強さＴＳを１４７０ＭＰａ以上とするためには、後記の熱間プレス用めっき鋼板の項で説明する成分組成を有する鋼板を用いることが好ましい。
［Ｆｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層］
本実施形態の熱間プレス部材におけるＦｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層は、α－Ｆｅ相及びΓ相を含み、好ましくは、α－Ｆｅ相及びΓ相からなる。
本実施形態の熱間プレス部材におけるＦｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層は、α－Ｆｅ相及びΓ相を含み、好ましくは、α－Ｆｅ相及びΓ相からなる。
α－Ｆｅ相は、Ｆｅを主体としＺｎ、Ａｌ及びＭｇを含有する固溶体相である。Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層を有する熱間プレス用めっき鋼板に熱間プレスを施すと、めっき層中のＺｎ、Ａｌ及びＭｇが下地鋼板に拡散し、この拡散領域においてＦｅを主体としＺｎ、Ａｌ及びＭｇを含有する固溶体相（α－Ｆｅ相）を形成する。α－Ｆｅ相は、めっき鋼板における下地鋼板の表層部を侵食するように形成されるが、熱間プレス部材においては、一般的に、下地鋼板上に位置するＦｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層の一部を構成するものと解釈される。
Γ相は、Ｚｎを主体とし、Ａｌ、Ｍｇ、及びＦｅを含有する金属間化合物からなる相であり、主に、Ｆｅ３Ｚｎ１０相からなる。また、Γ１相はΓ相と類似した結晶構造を有し、Ｘ線回折により判別することが困難であることから、本明細書において「Γ相」は、Γ１相も含むものとする。Γ相を構成する他の組成の金属間化合物としては、Ｆｅ４Ｚｎ９、ＦｅＺｎ４、Ｆｅ５Ｚｎ２１などが例示される。熱間プレスの際に、下地鋼板への拡散に寄与せずに残存するＺｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層が、下地鋼板から拡散したＦｅを取り込むことによって、金属間化合物からなるΓ相が形成され、熱間プレス部材において、Ｆｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層の一部を構成する。
ここで、α－Ｆｅ相及びΓ相は、熱間プレス部材のＦｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層の断面ＳＥＭ画像において、明確に異なるコントラストを有することから、各々識別可能である。図１及び図２を参照して、熱間プレス部材の表層部において比較的明るく見える部分がΓ相であり、比較的暗く見える部分がα－Ｆｅ相である。また、α－Ｆｅ相及びΓ相は、入射角度２５°のＣｏ－Ｋα（波長１．７９０２１Å）を線源としたＸ線回折により同定できる。
Ｆｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層中のΓ相は、下地鋼板やα－Ｆｅ相と比べて著しく卑な電位を有するため、腐食環境に曝露された際に、優先的に腐食される。すなわち、Γ相は下地鋼板やα－Ｆｅ相に対して犠牲防食能を示す。
ここで、リン酸亜鉛系の化成処理皮膜は、Ｚｎ系合金に対し優れた腐食インヒビターとしての機能を有する。そのため、Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき鋼板を熱間プレスして得た熱間プレス部材にリン酸亜鉛系化成処理を施した後に電着塗装した部材が、塗膜、化成処理皮膜、及びめっき層を貫通して下地鋼板まで到達する疵を受けて、犠牲防食状態となっても、Γ相の腐食速度は小さく、塗膜下での腐食速度は十分に小さく、実使用環境において塗装後耐食性は問題とならない。
これに対して、ジルコニウム酸化物系の化成処理皮膜は、Ｚｎ系合金に対する腐食インヒビター機能を有さない。そのため、犠牲防食状態となった後に、Γ相の腐食速度が大きく、その結果、塗膜下での腐食速度は大きくなる。そして、Γ相の量が多く、Ｆｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層中にΓ相が分断せずに連続的に存在する場合には、犠牲防食状態となった際に、塗膜下環境においてΓ相の腐食が面内に伝播し、塗膜膨れなどの外観不良として視認される。よって、ジルコニウム系化成処理を適用する場合は、塗装後耐食性の確保のためにΓ相の量を制限することが肝要である。
そこで本実施形態では、熱間プレス部材にジルコニウム系化成処理を施した後に電着塗装を行った際の塗装後耐食性を向上するための必要条件の一つとして、Ｆｅ３Ｚｎ１０相などの電気化学的に卑な金属間化合物からなるΓ相の析出を制限することが肝要である。具体的には、入射角度２５°のＣｏ－Ｋα（波長１．７９０２１Å）を線源としたＸ線回折による、４１．５°≦２θ≦４３．０°に存在するΓ相の（４１１）面の回折ピークの強度ＩΓと、５１．０°≦２θ≦５２．０°に存在するα－Ｆｅ相の（１１０）面の回折ピークの強度Ｉαとの比ＩΓ／Ｉαが０．５以下であることが肝要である。ＩΓ／Ｉαが０．５超えの場合、熱間プレス部材にジルコニウム系化成処理を施した後に電着塗装を行った際の塗装後耐食性が不十分となる。ＩΓ／Ｉαが０．５以下であれば、Ｆｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層中でΓ相はα－Ｆｅ相により十分に分断され、熱間プレス部材にジルコニウム系化成処理を施した後に電着塗装を行った際に優れた塗装後耐食性を得ることができる。
ＩΓ／Ｉαの値は小さいほど好ましいため、下限は特に限定されないが、上記のようにＸ線回折で測定した際に検出されるＩΓ／Ｉαの値は、通常０．０１以上となる。
なお、上記の入射角度及び線源以外のＸ線回折の測定条件については、比ＩΓ／Ｉαに影響を与えるものではないが、後述の実施例に記載の条件を採用することができる。
片面当たりの付着量：４０～４００ｇ／ｍ2
熱間プレス部材のＦｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層の付着量を４０～４００ｇ／ｍ2とすることにより、耐食性に優れた熱間プレス部材を得ることができる。付着量が４０ｇ／ｍ2未満であると、所望の耐食性を有する熱間プレス部材を得ることができない。付着量が４００ｇ／ｍ2を超えると、熱間プレス後のめっき層の凝固収縮の影響で、めっき層内を横断するクラックの本数が著しく大きくなり、めっき層内の密着性が著しく劣化する。熱間プレス部材のめっき層の付着量は、好ましくは５０ｇ／ｍ2以上とし、より好ましくは６０ｇ／ｍ2以上する。また、熱間プレス部材のめっき層の付着量は、好ましくは３５０ｇ／ｍ2以下とし、より好ましくは３００ｇ／ｍ2以下とする。
熱間プレス部材のＦｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層の付着量を４０～４００ｇ／ｍ2とすることにより、耐食性に優れた熱間プレス部材を得ることができる。付着量が４０ｇ／ｍ2未満であると、所望の耐食性を有する熱間プレス部材を得ることができない。付着量が４００ｇ／ｍ2を超えると、熱間プレス後のめっき層の凝固収縮の影響で、めっき層内を横断するクラックの本数が著しく大きくなり、めっき層内の密着性が著しく劣化する。熱間プレス部材のめっき層の付着量は、好ましくは５０ｇ／ｍ2以上とし、より好ましくは６０ｇ／ｍ2以上する。また、熱間プレス部材のめっき層の付着量は、好ましくは３５０ｇ／ｍ2以下とし、より好ましくは３００ｇ／ｍ2以下とする。
本明細書において、熱間プレス部材の「Ｆｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層の片面当たりの付着量」は、以下の方法で求めるものとする。評価対象とする熱間プレス部材を打抜き加工して、４８ｍｍφの試料３つを採取する。その後、各試料において付着量を評価する片面とは反対側の非評価面をマスキングする。まず、室温の２０％酸化クロム（ＶＩ）水溶液に、各試料を１０分間浸漬することにより、酸化物層を溶解し、各試料を計量する。次に、ヘキサメチレンテトラミン３．５ｇを添加した５００ｍＬの３５％塩酸水溶液を１Ｌにメスアップした溶液に、各試料を１２０分間浸漬することにより、Ｆｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層を溶解し、各試料を再度計量する。Ｆｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層の溶解前後の質量差から、各試料における単位面積あたりの付着量を算出する。そして、３試料の平均値を、片面あたりの付着量とする。
［酸化物層］
本実施形態の熱間プレス部材における酸化物層は、Ｆｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層上に形成され、Ｚｎ、Ａｌ及びＭｇを含有する。Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層を有する熱間プレス用めっき鋼板に熱間プレスを施すと、めっき層中のＺｎ、Ａｌ及びＭｇが加熱雰囲気中に存在する酸素と結合して、Ｚｎ、Ａｌ及びＭｇを含有する酸化物層が形成される。なお、酸化物層は、Ａｌ酸化物を主体とするが、めっき層に含有されるＺｎやＭｇを含有し、さらに下地鋼板を構成する元素、例えばＦｅ、Ｍｎ、Ｃｒ等を含有してもよい。
本実施形態の熱間プレス部材における酸化物層は、Ｆｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層上に形成され、Ｚｎ、Ａｌ及びＭｇを含有する。Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層を有する熱間プレス用めっき鋼板に熱間プレスを施すと、めっき層中のＺｎ、Ａｌ及びＭｇが加熱雰囲気中に存在する酸素と結合して、Ｚｎ、Ａｌ及びＭｇを含有する酸化物層が形成される。なお、酸化物層は、Ａｌ酸化物を主体とするが、めっき層に含有されるＺｎやＭｇを含有し、さらに下地鋼板を構成する元素、例えばＦｅ、Ｍｎ、Ｃｒ等を含有してもよい。
本実施形態では、熱間プレス部材にジルコニウム系化成処理を施した後に電着塗装を行った際の塗装後耐食性を向上するためのもう一つの必要条件として、酸化物層のＡｌ濃度とＭｇ濃度の和が２８原子％以上であることが肝要である。酸化物層のＡｌ濃度とＭｇ濃度の和が２８原子％未満の場合、上記のＩΓ／Ｉαが０．５以下であったとしても、熱間プレス部材にジルコニウム系化成処理を施した後に電着塗装を行った際の塗装後耐食性が不十分となる。これは、酸化物層を構成するＺｎ濃度が大きい場合、化成処理液と酸化物層の反応が不均一となり、酸化物層の表面に生成するジルコニウム系化成処理皮膜の厚さのムラが大きくなるためであると推定される。すなわち、化成処理皮膜が薄くなる箇所が形成されやすくなり、酸化物層と化成処理皮膜、あるいは化成処理皮膜と塗膜の間の密着性が低下する、あるいは化成処理皮膜の被覆が不完全となるためであると推定される。これに対して、酸化物層のＡｌ濃度とＭｇ濃度の和が２８原子％以上であれば、ジルコニウム系化成処理皮膜が健全に生成するため、熱間プレス部材にジルコニウム系化成処理を施した後に電着塗装を行った際に優れた塗装後耐食性を得ることができる。
また、酸化物層のＡｌ濃度とＭｇ濃度の和が２８原子％未満の場合、酸化物層が脆くなるため、熱間プレス部材にジルコニウム系化成処理を施した後に電着塗装を行った際の塗膜密着性が不十分となる。これに対して、酸化物層のＡｌ濃度とＭｇ濃度の和が２８原子％以上であれば、酸化物層が十分な強度を有するため、熱間プレス部材にジルコニウム系化成処理を施した後に電着塗装を行った際の塗膜密着性が良好となる。
酸化物層のＡｌ濃度とＭｇ濃度の和の上限は特に限定されない。ただし、過剰に高濃度のＡｌとＭｇを含有する酸化物層は、塗装下地処理用の化成処理液のような酸性環境下において化学的に安定であり、化成処理皮膜の形成を妨げる場合がある。よって、酸化物層のＡｌ濃度とＭｇ濃度の和は５０原子％以下とすることが好ましい。
本実施形態において、酸化物層はＦｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層上にごく薄く形成されるため、図１に示すように、断面ＳＥＭ画像では視認できないこともある。ただし、酸化物層は、熱間プレス部材の表層部の断面を、ＳＥＭと組み合わせたエネルギー分散型Ｘ線分析（ＥＤＸ）により測定して、元素マッピングを行うことによって、酸素が検出される領域として同定することができる。また、本明細書において「酸化物層のＡｌ濃度とＭｇ濃度」は、以下の方法により測定される値とする。すなわち、熱間プレス部材の平坦部から断面観察用の試験片を採取する。試験片のＦｅ－Ｚｎ－Ａｌ―Ｍｇ系合金めっき層及び酸化物層を含む断面を、加速電圧１５ｋＶの走査電子顕微鏡（ＳＥＭ）を用いて１００００倍で観察し、任意の３箇所において、酸化物層の組成をエネルギー分散型Ｘ線分析（ＥＤＸ）によって測定する。３箇所のＡｌ濃度及びＭｇ濃度の加算平均を、それぞれ「酸化物層のＡｌ濃度」及び「酸化物層のＭｇ濃度」とする。
（熱間プレス部材の製造方法）
本発明の一実施形態による熱間プレス部材の製造方法は、後記する本発明の一実施形態による熱間プレス用めっき鋼板を、Ａｃ3変態点～１０００℃の温度範囲に加熱後、熱間プレスすることを特徴とする。
本発明の一実施形態による熱間プレス部材の製造方法は、後記する本発明の一実施形態による熱間プレス用めっき鋼板を、Ａｃ3変態点～１０００℃の温度範囲に加熱後、熱間プレスすることを特徴とする。
熱間プレス前の熱間プレス用鋼板の加熱温度をＡｃ3変態点～１０００℃とすることにより、上記で説明した、α－Ｆｅ相及びΓ相を有するＦｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層並びに所定のＡｌ濃度及びＭｇ濃度を有する酸化物層を得ることができる。加熱温度がＡｃ3変態点より低いと、熱間プレス後において、Ｆｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層のＩΓ／Ｉαが０．５を超えてしまう。その結果、熱間プレス部材にジルコニウム系化成処理を施した後に電着塗装を行った際の塗装後耐食性が不十分となる。加熱温度が１０００℃を超えると、所望の酸化物層を得ることができず、熱間プレス部材にジルコニウム系化成処理を施した後に電着塗装を行った際の塗膜密着性及び塗装後耐食性が不十分となる。なお、ここでいう「加熱温度」とは、鋼板の最高到達温度のことをいう。なお、本明細書において、「Ａｃ3変態点」は、鋼板の成分組成に基づき、以下の式から算出した値とする。
Ａｃ3変態点（℃）＝９１０－２０３Ｃ1/2＋４４．７Ｓｉ－４Ｍｎ＋１１Ｃｒ
なお、式の右辺における元素記号は、各元素の含有量を示し、Ｃｒを含有しない場合は、Ｃｒ＝０とする。
Ａｃ3変態点（℃）＝９１０－２０３Ｃ1/2＋４４．７Ｓｉ－４Ｍｎ＋１１Ｃｒ
なお、式の右辺における元素記号は、各元素の含有量を示し、Ｃｒを含有しない場合は、Ｃｒ＝０とする。
加熱温度に昇温後の保持時間については何ら限定されるものではないが、Γ相を消失させて、熱間プレス時の液体金属脆化割れを回避する観点から、保持時間は３０秒以上とすることが望ましい。保持時間中に炉内の水蒸気を取り込むことによる水素浸入を避ける観点からは、保持時間は５分以内とすることが好ましく、より好ましくは３分以内、さらに好ましくは２分以内とする。
熱間プレス用鋼板を加熱する方法は何ら限定されるものでなく、電気炉やガス炉による炉加熱、通電加熱、誘導加熱、高周波加熱、火炎加熱などが例示される。
熱間プレスでは、上記のように加熱された熱間プレス用めっき鋼板に、成形用金型を用いてプレス成形及び焼入れを同時に施して、所定形状の熱間プレス部材を得る。熱間プレスの条件は特に限定されず、定法を採用することができる。
（熱間プレス用めっき鋼板）
本発明の一実施形態による熱間プレス用めっき鋼板は、下地鋼板と、前記下地鋼板の少なくとも片面に、片面当たりの付着量が３０～１８０ｇ／ｍ2で形成された、質量％で、Ａｌ：３～１０％及びＭｇ：０．２～０．８％を含み、残部がＺｎ及び不可避的不純物である成分組成を有し、大気雰囲気下における液相線温度が４００℃以下であるＺｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層と、を有することを特徴とする。
本発明の一実施形態による熱間プレス用めっき鋼板は、下地鋼板と、前記下地鋼板の少なくとも片面に、片面当たりの付着量が３０～１８０ｇ／ｍ2で形成された、質量％で、Ａｌ：３～１０％及びＭｇ：０．２～０．８％を含み、残部がＺｎ及び不可避的不純物である成分組成を有し、大気雰囲気下における液相線温度が４００℃以下であるＺｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層と、を有することを特徴とする。
［下地鋼板］
１４７０ＭＰａ以上の引張強さＴＳを有する熱間プレス部材を得るには、下地鋼板として、例えば、質量％で、Ｃ：０．２０～０．３５％、Ｓｉ：０．１～０．５％、Ｍｎ：１．０～３．０％、Ｐ：０．１％以下、Ｓ：０．０５％以下、Ａｌ：０．１％以下、Ｎ：０．０１％以下を含有し、残部がＦｅ及び不可避的不純物である成分組成を有する鋼板を用いることが好ましい。なお、下地鋼板は冷延鋼板及び熱延鋼板のいずれでも構わない。各成分元素の限定理由を、以下に説明する。
１４７０ＭＰａ以上の引張強さＴＳを有する熱間プレス部材を得るには、下地鋼板として、例えば、質量％で、Ｃ：０．２０～０．３５％、Ｓｉ：０．１～０．５％、Ｍｎ：１．０～３．０％、Ｐ：０．１％以下、Ｓ：０．０５％以下、Ａｌ：０．１％以下、Ｎ：０．０１％以下を含有し、残部がＦｅ及び不可避的不純物である成分組成を有する鋼板を用いることが好ましい。なお、下地鋼板は冷延鋼板及び熱延鋼板のいずれでも構わない。各成分元素の限定理由を、以下に説明する。
Ｃ：０．２０～０．３５％
Ｃは、鋼組織としてマルテンサイトなどを形成させることで強度を向上させる。１４７０ＭＰａ以上のＴＳを得るためには、Ｃ量を０．２０％以上とする必要がある。一方、Ｃ量が０．３５％を超えると、スポット溶接部の靱性が劣化する。したがって、Ｃ量は０．２０～０．３５％とすることが好ましい。
Ｃは、鋼組織としてマルテンサイトなどを形成させることで強度を向上させる。１４７０ＭＰａ以上のＴＳを得るためには、Ｃ量を０．２０％以上とする必要がある。一方、Ｃ量が０．３５％を超えると、スポット溶接部の靱性が劣化する。したがって、Ｃ量は０．２０～０．３５％とすることが好ましい。
Ｓｉ：０．１～０．５％
Ｓｉは、鋼を強化して良好な材質を得るのに有効な元素である。そのためには、Ｓｉ量を０．１％以上とする必要がある。一方、Ｓｉ量が０．５％を超えると、フェライトが安定化されるため、焼入れ性が低下する。したがって、Ｓｉ量は０．１～０．５％とすることが好ましい。
Ｓｉは、鋼を強化して良好な材質を得るのに有効な元素である。そのためには、Ｓｉ量を０．１％以上とする必要がある。一方、Ｓｉ量が０．５％を超えると、フェライトが安定化されるため、焼入れ性が低下する。したがって、Ｓｉ量は０．１～０．５％とすることが好ましい。
Ｍｎ：１．０～３．０％
Ｍｎは、鋼の高強度化に有効な元素である。機械特性や強度を確保するためは、Ｍｎ量を１．０％以上とする必要がある。一方、Ｍｎ量が３．０％超えると、焼鈍時の表面濃化が増加し、めっき密着性の確保が困難になる。したがって、Ｍｎ量は１．０～３．０％とすることが好ましい。
Ｍｎは、鋼の高強度化に有効な元素である。機械特性や強度を確保するためは、Ｍｎ量を１．０％以上とする必要がある。一方、Ｍｎ量が３．０％超えると、焼鈍時の表面濃化が増加し、めっき密着性の確保が困難になる。したがって、Ｍｎ量は１．０～３．０％とすることが好ましい。
Ｐ：０．１％以下
Ｐ量が０．１％を超えると、鋳造時のオーステナイト粒界へのＰ偏析に伴う粒界脆化により、局部延性の劣化を通じて強度と延性のバランスが低下する。したがって、Ｐ量は０．１％以下とすることが好ましい。また、製鋼コストの観点から、Ｐ量は０．０１％以上とすることが好ましい。
Ｐ量が０．１％を超えると、鋳造時のオーステナイト粒界へのＰ偏析に伴う粒界脆化により、局部延性の劣化を通じて強度と延性のバランスが低下する。したがって、Ｐ量は０．１％以下とすることが好ましい。また、製鋼コストの観点から、Ｐ量は０．０１％以上とすることが好ましい。
Ｓ：０．０５％以下
Ｓは、ＭｎＳなどの介在物となって、耐衝撃性の劣化や溶接部のメタルフローに沿った割れの原因となる。したがって、Ｓ量は極力低減することが望ましく、０．０５％以下とすることが好ましい。また、良好な伸びフランジ性を確保するため、Ｓ量はより好ましくは０．０１％以下とする。また、製鋼コストの観点から、Ｓ量は０．００２％以上とすることが好ましい。
Ｓは、ＭｎＳなどの介在物となって、耐衝撃性の劣化や溶接部のメタルフローに沿った割れの原因となる。したがって、Ｓ量は極力低減することが望ましく、０．０５％以下とすることが好ましい。また、良好な伸びフランジ性を確保するため、Ｓ量はより好ましくは０．０１％以下とする。また、製鋼コストの観点から、Ｓ量は０．００２％以上とすることが好ましい。
Ａｌ：０．１％以下
Ａｌ量が０．１％を超えると、下地鋼板のブランキング加工性や焼入れ性が低下する。したがって、Ａｌ量は０．１％以下とすることが好ましい。また、脱酸材としての効果を確保する観点から、Ａｌ量は０．０１％以上とすることが好ましい。
Ａｌ量が０．１％を超えると、下地鋼板のブランキング加工性や焼入れ性が低下する。したがって、Ａｌ量は０．１％以下とすることが好ましい。また、脱酸材としての効果を確保する観点から、Ａｌ量は０．０１％以上とすることが好ましい。
Ｎ：０．０１％以下
Ｎ量が０．０１％を超えると、熱間圧延時や熱間プレス前の加熱時にＡｌＮが生成し、下地鋼板のブランキング加工性や焼入れ性が低下する。したがって、Ｎ量は０．０１％以下とすることが好ましい。また、製鋼コストの観点から、Ｎ量は０．００１％以上とすることが好ましい。
Ｎ量が０．０１％を超えると、熱間圧延時や熱間プレス前の加熱時にＡｌＮが生成し、下地鋼板のブランキング加工性や焼入れ性が低下する。したがって、Ｎ量は０．０１％以下とすることが好ましい。また、製鋼コストの観点から、Ｎ量は０．００１％以上とすることが好ましい。
上記元素以外の残部はＦｅ及び不可避的不純物である。ただし、以下の理由により、質量％で、Ｎｂ：０．０５％以下、Ｔｉ：０．０５％以下、Ｂ：０．０００２～０．００５％、Ｃｒ：０．１～０．３％、Ｓｂ：０．００３～０．０３％のうちから選ばれた少なくとも１種を、必要に応じて適宜含有させてもよい。
Ｎｂ：０．０５％以下
Ｎｂは鋼の強化に有効な成分であるが、過剰に含まれると形状凍結性が低下する。したがって、Ｎｂを含有させる場合、Ｎｂ量は０．０５％以下とする。
Ｎｂは鋼の強化に有効な成分であるが、過剰に含まれると形状凍結性が低下する。したがって、Ｎｂを含有させる場合、Ｎｂ量は０．０５％以下とする。
Ｔｉ：０．０５％以下
ＴｉもＮｂと同様に鋼の強化には有効であるが、過剰に含まれると形状凍結性が低下する。したがって、Ｔｉを含有させる場合、Ｔｉ量は０．０５％以下とする。
ＴｉもＮｂと同様に鋼の強化には有効であるが、過剰に含まれると形状凍結性が低下する。したがって、Ｔｉを含有させる場合、Ｔｉ量は０．０５％以下とする。
Ｂ：０．０００２～０．００５％
Ｂは、オーステナイト粒界からのフェライト生成および成長を抑制する作用を有する。そのため、Ｂ量は０．０００２％以上とすることが好ましい。一方、過剰なＢの添加は成形性を大きく損なう。したがって、Ｂを含有させる場合、Ｂ量は０．００５％以下とする。
Ｂは、オーステナイト粒界からのフェライト生成および成長を抑制する作用を有する。そのため、Ｂ量は０．０００２％以上とすることが好ましい。一方、過剰なＢの添加は成形性を大きく損なう。したがって、Ｂを含有させる場合、Ｂ量は０．００５％以下とする。
Ｃｒ：０．１～０．３％
Ｃｒは、鋼の強化および焼入れ性を向上させるために有用である。このような効果を発現するためには、Ｃｒ量は０．１％以上とすることが好ましい。一方、合金コストの観点から、Ｃｒを含有させる場合、Ｃｒ量は０．３％以下とする。
Ｃｒは、鋼の強化および焼入れ性を向上させるために有用である。このような効果を発現するためには、Ｃｒ量は０．１％以上とすることが好ましい。一方、合金コストの観点から、Ｃｒを含有させる場合、Ｃｒ量は０．３％以下とする。
Ｓｂ：０．００３～０．０３％
Ｓｂは、熱間プレス中に鋼板表層の脱炭を抑止する効果がある。このような効果を発現するためには、Ｓｂ量を０．００３％以上とすることが好ましい。一方、Ｓｂ量が０．０３％を超えると、圧延荷重の増加を招くため生産性が低下する。したがって、Ｓｂを含有させる場合、Ｓｂ量は０．０３％以下とする。
Ｓｂは、熱間プレス中に鋼板表層の脱炭を抑止する効果がある。このような効果を発現するためには、Ｓｂ量を０．００３％以上とすることが好ましい。一方、Ｓｂ量が０．０３％を超えると、圧延荷重の増加を招くため生産性が低下する。したがって、Ｓｂを含有させる場合、Ｓｂ量は０．０３％以下とする。
［Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層］
本実施形態において、熱間プレス用めっき鋼板のＺｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層は、質量％で、Ａｌ：３～１０％及びＭｇ：０．２～０．８％を含み、残部がＺｎ及び不可避的不純物であり、かつ、大気雰囲気下における液相線温度が４００℃以下となる成分組成を有するものとする。
本実施形態において、熱間プレス用めっき鋼板のＺｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層は、質量％で、Ａｌ：３～１０％及びＭｇ：０．２～０．８％を含み、残部がＺｎ及び不可避的不純物であり、かつ、大気雰囲気下における液相線温度が４００℃以下となる成分組成を有するものとする。
Ａｌ：３～１０％
Ａｌ含有率が３％未満の場合、熱間プレス後において、Ｆｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層のＩΓ／Ｉαが０．５を超えてしまい、また、酸化物層のＡｌ濃度とＭｇ濃度の和が２８原子％未満となってしまう。その結果、熱間プレス部材にジルコニウム系化成処理を施した後に電着塗装を行った際の塗膜密着性及び塗装後耐食性が不十分となる。また、Ａｌ含有率が３％未満の場合、Ｍｇ含有率によっては、後述の液相線温度を４００℃以下にすることができない。一方、Ａｌ含有率が１０％超えの場合、後述の液相線温度を４００℃以下にすることができず、熱間プレス後において、Ｆｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層のＩΓ／Ｉαが０．５を超えてしまう。その結果、熱間プレス部材にジルコニウム系化成処理を施した後に電着塗装を行った際の塗装後耐食性が不十分となる。したがって、Ａｌ含有率は３～１０％とする。
Ａｌ含有率が３％未満の場合、熱間プレス後において、Ｆｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層のＩΓ／Ｉαが０．５を超えてしまい、また、酸化物層のＡｌ濃度とＭｇ濃度の和が２８原子％未満となってしまう。その結果、熱間プレス部材にジルコニウム系化成処理を施した後に電着塗装を行った際の塗膜密着性及び塗装後耐食性が不十分となる。また、Ａｌ含有率が３％未満の場合、Ｍｇ含有率によっては、後述の液相線温度を４００℃以下にすることができない。一方、Ａｌ含有率が１０％超えの場合、後述の液相線温度を４００℃以下にすることができず、熱間プレス後において、Ｆｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層のＩΓ／Ｉαが０．５を超えてしまう。その結果、熱間プレス部材にジルコニウム系化成処理を施した後に電着塗装を行った際の塗装後耐食性が不十分となる。したがって、Ａｌ含有率は３～１０％とする。
Ｍｇ：０．２～０．８％
Ｍｇ含有率が０．２％未満の場合、熱間プレス後において、Ｆｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層のＩΓ／Ｉαが０．５を超えてしまう。その結果、熱間プレス部材にジルコニウム系化成処理を施した後に電着塗装を行った際の塗装後耐食性が不十分となる。よって、Ｍｇ含有率は０．２％以上とし、好ましくは０．３％以上とし、より好ましくは０．４％以上とする。一方、Ｍｇ含有率が０．８％超えの場合、熱間プレス後において、酸化物層のＡｌ濃度とＭｇ濃度の和が２８原子％未満となってしまう。その結果、熱間プレス部材にジルコニウム系化成処理を施した後に電着塗装を行った際の塗膜密着性及び塗装後耐食性が不十分となる。よって、Ｍｇ含有率は０．８％以下とし、好ましくは０．７％以下とし、より好ましくは０．６％以下とする。
Ｍｇ含有率が０．２％未満の場合、熱間プレス後において、Ｆｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層のＩΓ／Ｉαが０．５を超えてしまう。その結果、熱間プレス部材にジルコニウム系化成処理を施した後に電着塗装を行った際の塗装後耐食性が不十分となる。よって、Ｍｇ含有率は０．２％以上とし、好ましくは０．３％以上とし、より好ましくは０．４％以上とする。一方、Ｍｇ含有率が０．８％超えの場合、熱間プレス後において、酸化物層のＡｌ濃度とＭｇ濃度の和が２８原子％未満となってしまう。その結果、熱間プレス部材にジルコニウム系化成処理を施した後に電着塗装を行った際の塗膜密着性及び塗装後耐食性が不十分となる。よって、Ｍｇ含有率は０．８％以下とし、好ましくは０．７％以下とし、より好ましくは０．６％以下とする。
大気雰囲気下における液相線温度：４００℃以下
本実施形態では、Ａｌ含有率とＭｇ含有率を適宜制御することによって、大気雰囲気下におけるＺｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層の液相線温度を４００℃以下とすることが肝要である。液相線温度が４００℃超えの場合、熱間プレス後において、Ｆｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層のＩΓ／Ｉαが０．５を超えてしまう。その結果、熱間プレス部材にジルコニウム系化成処理を施した後に電着塗装を行った際の塗装後耐食性が不十分となる。液相線温度の下限は特に限定されないが、上記Ａｌ含有率とＭｇ含有率の範囲では、液相線温度は概ね３８０℃以上となる。Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金層の大気雰囲気下における液相線温度は、熱力学計算ソフトウェアＴｈｅｒｍｏ Ｃａｌｃでデータベースを用いて計算することにより求めることができる。
本実施形態では、Ａｌ含有率とＭｇ含有率を適宜制御することによって、大気雰囲気下におけるＺｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層の液相線温度を４００℃以下とすることが肝要である。液相線温度が４００℃超えの場合、熱間プレス後において、Ｆｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層のＩΓ／Ｉαが０．５を超えてしまう。その結果、熱間プレス部材にジルコニウム系化成処理を施した後に電着塗装を行った際の塗装後耐食性が不十分となる。液相線温度の下限は特に限定されないが、上記Ａｌ含有率とＭｇ含有率の範囲では、液相線温度は概ね３８０℃以上となる。Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金層の大気雰囲気下における液相線温度は、熱力学計算ソフトウェアＴｈｅｒｍｏ Ｃａｌｃでデータベースを用いて計算することにより求めることができる。
なお、Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層に含まれる不可避的不純物としては、めっき処理中にめっき浴と下地鋼板との反応でめっき層中に取り込まれる下地鋼板成分や、めっき浴中の不可避的不純物が挙げられる。めっき層中に取り込まれる下地鋼板成分としては、Ｆｅが０．０１％～数％程度含まれる。めっき浴中の不可避的不純物の種類としては、例えば、Ｆｅ、Ｃｒ、Ｃｕ、Ｍｏ、Ｎｉ、Ｚｒ等が挙げられる。めっき層中のＦｅについては、下地鋼板から取り込まれるＦｅと、めっき浴から取り込まれるＦｅとを区別して定量することはできない。不可避的不純物の総含有量は特に限定はしないが、熱間プレス工程でめっき層を均一に溶融させるという観点から、Ｆｅを除いた不可避的不純物量は合計で１質量％以下であることが好ましい。
Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層の成分組成は、さらに、質量％で、Ｃａ、Ｓｒ、Ｍｎ、Ｖ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｔｉ、Ｎｉ、Ｃｏ、Ｓｂ、Ｚｒ及びＢから選ばれる少なくとも一種を、合計で１％以下の範囲で含むこともできる。
片面当たりの付着量：３０～１８０ｇ／ｍ2
Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層の付着量を３０～１８０ｇ／ｍ2とすることにより、耐食性及び熱間プレス時の液体金属脆化割れに対する耐性に優れた熱間プレス部材を得ることができる。付着量が３０ｇ／ｍ2未満であると、所望の耐食性を有する熱間プレス部材を得ることができない。付着量が１８０ｇ／ｍ2を超えると、熱間プレス前の加熱工程で合金化が完了せずに液相が残存し、液体金属脆化割れが発生する場合がある。Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層の付着量は、好ましくは４５ｇ／ｍ2以上とし、より好ましくは５５ｇ／ｍ2以上とする。また、Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層の付着量は、好ましくは１２０ｇ／ｍ2以下とし、より好ましくは１００ｇ／ｍ2以下とする。
Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層の付着量を３０～１８０ｇ／ｍ2とすることにより、耐食性及び熱間プレス時の液体金属脆化割れに対する耐性に優れた熱間プレス部材を得ることができる。付着量が３０ｇ／ｍ2未満であると、所望の耐食性を有する熱間プレス部材を得ることができない。付着量が１８０ｇ／ｍ2を超えると、熱間プレス前の加熱工程で合金化が完了せずに液相が残存し、液体金属脆化割れが発生する場合がある。Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層の付着量は、好ましくは４５ｇ／ｍ2以上とし、より好ましくは５５ｇ／ｍ2以上とする。また、Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層の付着量は、好ましくは１２０ｇ／ｍ2以下とし、より好ましくは１００ｇ／ｍ2以下とする。
本明細書において、「Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層の片面当たりの付着量」は、以下の方法で求めるものとする。評価対象とするＺｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき鋼板を打抜き加工して、４８ｍｍφの試料３つを採取し、各試料を計量する。その後、各試料において付着量を評価する片面とは反対側の非評価面をマスキングする。その後、ヘキサメチレンテトラミン３．５ｇを添加した５００ｍＬの３５％塩酸水溶液を１Ｌにメスアップした溶液に、各試料を１０分間浸漬することにより、Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層を溶解し、各試料を再度計量する。Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層の溶解前後の質量差から、各試料における単位面積あたりの付着量を算出する。そして、３試料の平均値を、片面あたりの付着量とする。
本実施形態において、Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層の下層又は上層には、本発明の作用効果に影響を及ぼさない範囲で、目的に応じて別途の皮膜を設けてもよい。下層皮膜としては、ニッケルプレめっきが例示される。上層皮膜としては、ジルコニウム酸化物やジルコニウム－チタン酸化物を含有する化成処理皮膜が例示される。
下地鋼板として、質量％で、Ｃ：０．２３％、Ｓｉ：０．２５％、Ｍｎ：１．２％、Ｐ：０．００５％、Ｓ：０．００１％、Ａｌ：０．０３％、Ｎ：０．００４％、Ｎｂ：０．０２％、Ｔｉ：０．０２％、Ｂ：０．００２％、Ｃｒ：０．２％、及びＳｂ：０．００８％を含有し、残部がＦｅ及び不可避的不純物である成分組成を有する、板厚１．４ｍｍの冷延鋼板を用いた（Ａｃ3＝８１４℃）。
この冷延鋼板を、溶融めっき設備によって、所定の成分組成と浴温とを有する溶融Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系めっき浴中に浸漬し、その後Ｎ2ガスワイピングを行って、表１に示す水準Ｎｏ．１～１４の熱間プレス用めっき鋼板を作製した。表１に、Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層中のＡｌ含有率、Ｍｇ含有率、及びその他の元素の含有率、並びに大気雰囲気下における液相線温度を示す。各元素の含有率及び液相線温度は、めっき浴の成分組成を調整することにより制御した。めっき層中の各元素の含有率は、めっき層の塩酸剥離液に含有される各成分をＩＣＰ－ＡＥＳにより定量分析する方法で求めた。また、めっき層の液相線温度は既述の方法で求めた。また、表１には、既述の方法により求めた、Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層の片面当たりの付着量も示す。めっき付着量は、ワイピングガスの流量及びライン速度を調整することにより制御した。
次いで、上記の熱間プレス用鋼板を、熱間プレスに供した。すなわち、得られた熱間プレス用鋼板から１５０ｍｍ×３００ｍｍの試験片を採取し、電気炉によって熱処理を行った。熱処理条件（加熱温度、保持時間）を表１に示す。熱処理後の試験片を電気炉から取り出し、直ちにハット型金型を用いて成形開始温度７００℃で熱間プレスを行うことにより熱間プレス部材を得た。なお、得られた熱間プレス部材の形状は、上面の平坦部長さ１００ｍｍ、側面の平坦部長さ５０ｍｍ、下面の平坦部長さ５０ｍｍである。また、金型の曲げＲは、上面の両肩、下面の両肩いずれも７Ｒである。
（熱間プレス部材のＦｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層／酸化物層の評価）
得られた熱間プレス部材の上面の平坦部から断面観察用の試験片を採取し、Ｆｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層の断面をＳＥＭ観察した。各水準において、α－Ｆｅ相及びΓ相は、断面ＳＥＭ画像において、明確に異なるコントラストを有することから、各々識別可能であった。図１には、発明例を代表して、Ｎｏ．２による熱間プレス部材のＦｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層の断面ＳＥＭ画像を示し、図２には、比較例を代表して、Ｎｏ．８による熱間プレス部材のＦｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層の断面ＳＥＭ画像を示す。図１では、Γ相の析出が抑制されており、α－Ｆｅ相中にΓ相が不連続に点在している。これに対して、図２では、Γ相が多く析出して、Γ相が連続した面状に存在している。また、入射角度２５°のＣｏ－Ｋα（波長１．７９０２１Å）を線源としたＸ線回折による、４１．５°≦２θ≦４３．０°に存在するΓ相の（４１１）面の回折ピークの強度ＩΓと、５１．０°≦２θ≦５２．０°に存在するα－Ｆｅ相の（１１０）面の回折ピークの強度Ｉαとをそれぞれ測定し、その比ＩΓ／Ｉαを表１に示した。なお、Ｘ線回折の測定は、湾曲ＩＰＸ線回折装置（株式会社リガク製 ＲＩＮＴ－ＲＡＰＩＤ ＩＩ－Ｒ）を用いて、管電圧：４５ｋＶ、管電流：１６０ｍＡ、積分時間：６００秒、及びコリメータ直径：３ｍｍの条件下で行った。
得られた熱間プレス部材の上面の平坦部から断面観察用の試験片を採取し、Ｆｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層の断面をＳＥＭ観察した。各水準において、α－Ｆｅ相及びΓ相は、断面ＳＥＭ画像において、明確に異なるコントラストを有することから、各々識別可能であった。図１には、発明例を代表して、Ｎｏ．２による熱間プレス部材のＦｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層の断面ＳＥＭ画像を示し、図２には、比較例を代表して、Ｎｏ．８による熱間プレス部材のＦｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層の断面ＳＥＭ画像を示す。図１では、Γ相の析出が抑制されており、α－Ｆｅ相中にΓ相が不連続に点在している。これに対して、図２では、Γ相が多く析出して、Γ相が連続した面状に存在している。また、入射角度２５°のＣｏ－Ｋα（波長１．７９０２１Å）を線源としたＸ線回折による、４１．５°≦２θ≦４３．０°に存在するΓ相の（４１１）面の回折ピークの強度ＩΓと、５１．０°≦２θ≦５２．０°に存在するα－Ｆｅ相の（１１０）面の回折ピークの強度Ｉαとをそれぞれ測定し、その比ＩΓ／Ｉαを表１に示した。なお、Ｘ線回折の測定は、湾曲ＩＰＸ線回折装置（株式会社リガク製 ＲＩＮＴ－ＲＡＰＩＤ ＩＩ－Ｒ）を用いて、管電圧：４５ｋＶ、管電流：１６０ｍＡ、積分時間：６００秒、及びコリメータ直径：３ｍｍの条件下で行った。
また、各水準において、既述の方法で酸化物層のＡｌ濃度及びＭｇ濃度を測定し、表１に示した。また、各水準において、既述の方法でＦｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層の片面当たりの付着量を測定し、表１に示した。
（評価１：塗膜密着性）
得られた熱間プレス部材の上面の平坦部から７０ｍｍ×１５０ｍｍの試験片を切り出し、当該試験片に対してジルコニウム系化成処理を施した。具体的には、市販の化成処理液（ジルコニウム系化成処理：日本パーカライジング株式会社製 パルミナ２１００）を用いて、浴温：３５℃、処理時間：１２０秒の条件で化成処理を行った。その後、各試験片に、市販のカチオン電着塗料を用いて、３０秒間で昇圧し１５０秒間定電圧で保持し、焼き付け後の塗膜厚が１５μｍとなる電圧条件で通電し、雰囲気温度１７０℃の電気炉で２０分間焼き付けを行った。なお、カチオン電着塗料としては、関西ペイント製 エレクトロンＧＴ－１００Ｖ－１ グレーを用いた。
得られた熱間プレス部材の上面の平坦部から７０ｍｍ×１５０ｍｍの試験片を切り出し、当該試験片に対してジルコニウム系化成処理を施した。具体的には、市販の化成処理液（ジルコニウム系化成処理：日本パーカライジング株式会社製 パルミナ２１００）を用いて、浴温：３５℃、処理時間：１２０秒の条件で化成処理を行った。その後、各試験片に、市販のカチオン電着塗料を用いて、３０秒間で昇圧し１５０秒間定電圧で保持し、焼き付け後の塗膜厚が１５μｍとなる電圧条件で通電し、雰囲気温度１７０℃の電気炉で２０分間焼き付けを行った。なお、カチオン電着塗料としては、関西ペイント製 エレクトロンＧＴ－１００Ｖ－１ グレーを用いた。
電着塗装後の試験片に、カッターナイフを用いて、下地鋼板に到達する１１本の切り傷を縦方向及び横方向それぞれに間隔１ｍｍで付けて、１００個の碁盤目を作った。碁盤目部分にセロハンテープ（登録商標）を強く圧着させ、テープの端を４５°の角度で一気に引き剥がした。試験片表面から剥離した塗膜のマス数を測定して、以下の基準で判定を行い、◎または○を合格とした。評価結果を表１に示す。
◎：剥離マス数＝０
○：剥離マス数＝１
△：剥離マス数＝２～５
×：剥離マス数＞５
◎：剥離マス数＝０
○：剥離マス数＝１
△：剥離マス数＝２～５
×：剥離マス数＞５
（評価２：塗装後耐食性）
評価１と同じ方法で電着塗装まで行った試験片を用意し、その評価面の端部７．５ｍｍ及び非評価面（背面）をテープでシール処理した。その後、評価面の中央にカッターナイフで下地鋼板に到達する深さまで、長さ６０ｍｍ、中心角６０°のクロスカット傷を加えた。この試験片を腐食試験（ＶＤＡ ２３３－１０２）に供し、４週間後の腐食状況により評価した。
評価１と同じ方法で電着塗装まで行った試験片を用意し、その評価面の端部７．５ｍｍ及び非評価面（背面）をテープでシール処理した。その後、評価面の中央にカッターナイフで下地鋼板に到達する深さまで、長さ６０ｍｍ、中心角６０°のクロスカット傷を加えた。この試験片を腐食試験（ＶＤＡ ２３３－１０２）に供し、４週間後の腐食状況により評価した。
クロスカットからの片側最大膨れ幅を測定して、以下の基準で判定を行い、◎または○を合格とした。評価結果を表１に示す。
◎：片側最大膨れ幅＜１．５ｍｍ
○：１．５ｍｍ≦片側最大膨れ幅＜３．０ｍｍ
△：３．０ｍｍ≦片側最大膨れ幅＜４．０ｍｍ
×：４．０ｍｍ≦片側最大膨れ幅
◎：片側最大膨れ幅＜１．５ｍｍ
○：１．５ｍｍ≦片側最大膨れ幅＜３．０ｍｍ
△：３．０ｍｍ≦片側最大膨れ幅＜４．０ｍｍ
×：４．０ｍｍ≦片側最大膨れ幅
表１の結果から、本発明例の熱間プレス部材は、ジルコニウム系化成処理を施した後に電着塗装を行った際の塗膜密着性及び塗装後耐食性に優れる。
本発明の熱間プレス部材は、自動車の足廻り部材や車体構造部材に好適である。
Claims (3)
- 下地鋼板と、
前記下地鋼板の少なくとも片面に、片面当たりの付着量が４０～４００ｇ／ｍ２で形成された、α－Ｆｅ相及びΓ相を含むＦｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層と、
前記Ｆｅ－Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層上に形成された、Ｚｎ、Ａｌ及びＭｇを含有する酸化物層と、
を有し、
入射角度２５°のＣｏ－Ｋα（波長１．７９０２１Å）を線源としたＸ線回折による、４１．５°≦２θ≦４３．０°に存在するΓ相の（４１１）面の回折ピークの強度ＩΓと、５１．０°≦２θ≦５２．０°に存在するα－Ｆｅ相の（１１０）面の回折ピークの強度Ｉαとの比ＩΓ／Ｉαが０．５以下であり、
前記酸化物層のＡｌ濃度とＭｇ濃度の和が２８原子％以上である
ことを特徴とする熱間プレス部材。 - 下地鋼板と、
前記下地鋼板の少なくとも片面に、片面当たりの付着量が３０～１８０ｇ／ｍ２で形成された、質量％で、Ａｌ：３～１０％及びＭｇ：０．２～０．８％を含み、残部がＺｎ及び不可避的不純物である成分組成を有し、大気雰囲気下における液相線温度が４００℃以下であるＺｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層と、
を有する熱間プレス用めっき鋼板を、Ａｃ３変態点～１０００℃の温度範囲に加熱後、熱間プレスして、請求項１に記載の熱間プレス部材を製造することを特徴とする熱間プレス部材の製造方法。 - 前記Ｚｎ－Ａｌ－Ｍｇ系合金めっき層の成分組成が、さらに、質量％で、Ｃａ、Ｓｒ、Ｍｎ、Ｖ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｔｉ、Ｎｉ、Ｃｏ、Ｓｂ、Ｚｒ及びＢから選ばれる少なくとも一種を、合計で１％以下の範囲で含む、請求項２に記載の熱間プレス部材の製造方法。
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