JP7124967B2 - 衝撃吸収部材、および、衝撃吸収部材の製造方法 - Google Patents

Description

本発明は、衝撃吸収部材、および、衝撃吸収部材の製造方法に関する。

近年、自動車の燃費向上に寄与する軽量化の観点から車体部材として高強度鋼板の適用が拡大している（例えば、特許文献１～７参照）。

特開２００８－１４４２３３号公報 ＷＯ２０１８／１７４０８２号公報 特開２０１５－５８８１０号公報 ＷＯ２０１４／０７７２９４号公報 特許第６４１８３６３号明細書 ＷＯ２０２０／０２２４８１号公報 ＷＯ２０２０／０７１５２３号公報

乗員の安全確保という目的から、衝突性能の向上が望まれており、高強度を有しながらも自動車の衝突時における衝撃吸収エネルギーをより高くできる素材が求められる。

上記の背景に鑑み、本発明の目的の一つは、衝撃吸収エネルギーを大きくでき、且つ、素材である鋼板を薄くできる衝撃吸収部材、および、衝撃吸収部材の製造方法を提供することにある。

本発明は、下記の衝撃吸収部材、および、衝撃吸収部材の製造方法を要旨とする。

（１）長手方向から見て、屈曲形状に形成された稜線部と、この稜線部から延びる壁部と、を含む衝撃吸収部材であって、
前記壁部において、引張試験での伸びひずみが５％の時の引張応力σ_５とせん断試験でのせん断ひずみが５√３％の時のせん断応力τ₅との比σ_５／τ_５が１．７０以下、または、引張試験での伸びひずみが１０％の時の引張応力σ_１０とせん断試験でのせん断ひずみが１０√３％の時のせん断応力τ_１０との比σ_１０／τ_１０が１．７０以下であり、
前記長手方向から見た前記壁部中央部におけるビッカース硬さＨｖｃが２５０以上である、衝撃吸収部材。

（２）前記稜線部のビッカース硬さＨｖｒと前記壁部中央部のビッカース硬さＨｖｃとの比Ｈｖｒ／Ｈｖｃが１．０５以上である前記（１）に記載の衝撃吸収部材。

（３）前記ビッカース硬さの比Ｈｖｒ／Ｈｖｃが１．１０以上である前記（２）に記載の衝撃吸収部材。

（４）前記衝撃吸収部材が、ピラー、サイドシル、または、ルーフサイドレールである前記（１）～前記（３）のいずれか１項に記載の衝撃吸収部材。

（５）前記衝撃吸収部材は、閉断面を有する部材であり、
前記稜線部のビッカース硬さＨｖｒと前記壁部中央部のビッカース硬さＨｖｃとの比Ｈｖｒ／Ｈｖｃが１．１０未満である前記（１）に記載の衝撃吸収部材。

（６）前記衝撃吸収部材が、フロントサイドメンバ、クラッシュボックス、リアサイドメンバ、サブフレーム、または、フロアクロスメンバである前記（１）または前記（５）に記載の衝撃吸収部材。

（７）前記衝撃吸収部材の引張強さが７８０ＭＰａ以上である前記（１）～前記（６）の何れか１項に記載の衝撃吸収部材。

（８）鋼板に、下記式（１）を満たす温度Ｔ１で、６０～９００秒保持する熱処理を施す、第１の熱処理工程と、
前記熱処理後の前記鋼板に、冷間塑性加工を施して鋼部材とする、冷間塑性加工工程と、
前記鋼部材に、８０～２００℃の温度Ｔ２で、３００～１８００秒保持する熱処理を施す、第２の熱処理工程とを備え、
前記鋼板が、マルテンサイトの面積分率が５％以上９５％未満であり、引張強さが７８０ＭＰａ以上であり、かつ、厚さ方向断面におけるＳｉ含有量の最大値Ｃｍａｘと最小値Ｃｍｉｎの比Ｃｍａｘ／Ｃｍｉｎが１．２５以下である、
衝撃吸収部材の製造方法。
８０×Ｓｉ＋１００≦Ｔ１≦１２５×Ｓｉ＋２５０・・・（１）
ただし、上記式（１）中のＳｉは、前記鋼板中のＳｉ含有量（質量％）を意味する。

（９）前記衝撃吸収部材は、長手方向から見て屈曲形状に形成された稜線部と、この稜線部から延びる壁部と、を含み、
前記冷間塑性加工がフォーム成形である、前記（８）に記載の衝撃吸収部材の製造方法。

（１０）前記衝撃吸収部材は、長手方向から見て屈曲形状に形成された稜線部と、この稜線部から延びる壁部と、を含み、
前記冷間塑性加工がドロー成形である、前記（８）に記載の衝撃吸収部材の製造方法。

（１１）前記鋼板がＤｕａｌ－Ｐｈａｓｅ鋼板である、前記（８）～前記（１０）の何れか１項に記載の衝撃吸収部材の製造方法。

（１２）前記第１の熱処理工程を、最終焼鈍後、コイルに巻き取る前の前記鋼板に実施する、前記（８）～前記（１１）の何れか１項に記載の衝撃吸収部材の製造方法。

（１３）前記第１の熱処理工程を、最終焼鈍後、コイルに巻き取られ、巻き戻された前記鋼板、または、巻き戻され、曲げ矯正された前記鋼板に実施する、前記（８）～前記（１１）の何れか１項に記載の衝撃吸収部材の製造方法。

（１４）前記第１の熱処理工程を、最終焼鈍後、コイルに巻き取られ、巻き戻され、曲げ矯正され、ブランキングされた前記鋼板に実施する、前記（８）～前記（１１）の何れか１項に記載の衝撃吸収部材の製造方法。

本発明によれば、衝撃吸収エネルギーを大きくでき、且つ、素材である鋼板を薄くできる。

図１は、本発明の一実施形態に係る衝撃吸収部材を有する自動車車体の主要部の模式的な斜視図である。 図２（Ａ）は、フロントサイドメンバの断面図であり、フロントサイドメンバを長さ方向に見た状態を示している。図２（Ｂ）は、センターピラーベースの断面図であり、センターピラーベースを高さ方向に見た状態を示している。図２（Ｃ）は、センターピラー本体の断面図であり、センターピラー本体を高さ方向に見た状態を示している。 図３は、本実施形態に係る衝撃吸収部材の素材としての高強度鋼板における析出物の析出状態を示すイメージ図である。 図４は、高強度鋼板から衝撃吸収部材を製造する工程を示す模式図であり、高強度鋼板を製造する製鉄所で第１の熱処理工程が行われる場合を示している。 図５は、高強度鋼板から衝撃吸収部材を製造する工程を示す模式図であり、コイルセンターで第１の熱処理工程が行われる場合を示している。 図６は、高強度鋼板から衝撃吸収部材を製造する工程を示す模式図であり、衝撃吸収部材の部品工場（成形工場）で第１の熱処理工程が行われる場合を示している。 図７（Ａ）は、曲げ部品を長手方向と直交する方向から見た側面図であり、図７（Ｂ）は、曲げ部品を長手方向から見た図である。 図８（Ａ）は、せん断試験の概要図である。図８（Ｂ）は、せん断試験に関する説明図である。 図９（Ａ）は、引張強さと曲げ荷重との関係を示すグラフである。図９（Ｂ）は、引張強さと曲げ変形時の衝撃吸収エネルギーとの関係を示すグラフである。 図１０（Ａ）は、曲げ部材の長さ垂直方向における当該曲げ部材の変形量（ストローク）と、曲げ部材に生じる荷重との関係の一例を示すグラフである。図１０（Ｂ）は、曲げ部材の長さ垂直方向における当該曲げ部材の変形量（ストローク）と、曲げ部材の吸収エネルギーとの関係の一例を示すグラフである。 図１１（Ａ）は、軸圧潰部品の側面図であり、図１１（Ｂ）は、図１１（Ａ）のＸＩＢ－ＸＩＢ線に沿う断面図である。 図１２は、引張強さと軸圧潰変形時の衝撃吸収エネルギーとの関係を示すグラフである。

以下では、まず、本発明を想到するに至った経緯を説明し、次に、実施形態を詳細に説明する。

＜本発明を想到するに至った経緯＞
自動車車体の軽量化のために、自動車車体を構成する車体部材の薄肉化が進んでいる。車体部材には、衝撃吸収部材が含まれる。衝撃吸収部材は、自動車が物体に衝突したときの衝撃を吸収する部材である。衝撃吸収部材として、軸圧潰部品と、曲げ部品と、を例示できる。

軸圧潰部品は、当該軸圧潰部品の軸方向に圧縮しながら潰れることで、衝撃を吸収する。軸圧潰部品として、フロントサイドメンバ、クラッシュボックス、リアサイドメンバ、サブフレーム、および、フロアクロスメンバを例示できる。

曲げ部品は、当該曲げ部品が曲げ力を受けながら曲げ変形することで、衝撃を吸収する。曲げ部品として、Ａピラー、センターピラー（Ｂピラー）、Ｃピラー、サイドシル、および、ルーフサイドレールを例示できる。

このような衝撃吸収部材は、冷延鋼板（以下、この鋼板を「高強度鋼板」または「冷間塑性加工用鋼板」ともいう。）を切断し、プレス成形し、塗装し、塗装後に焼付塗装（焼付硬化処理）を行うことで、成形される場合がある。このような衝撃吸収部材の素材である鋼板においては、通常、最終焼鈍の後の熱処理としては、焼付処理が行われる。そして、一般的には、上記最終焼鈍の後に焼戻し処理を行うと、却って焼付硬化量が低下すると考えられていた。しかしながら、本願発明者は、鋭意研究の結果、最終焼鈍の後に一定の条件下で焼戻し処理を行い、その後に焼付硬化処理を行うことで、焼付硬化による硬化量をより大きくできるとの知見を得て、本発明を想到するに至った。

＜実施形態の説明＞
以下、本発明の実施形態について図面を参照しつつ説明する。

＜自動車車体＞
図１は、本発明の一実施形態に係る衝撃吸収部材を有する自動車車体１００（以下では、単に「車体１００」ともいう。）の主要部の模式的な斜視図である。図１を参照して、車体１００は、例えば乗用車である。上記乗用車の一例として、セダン型乗用車、クーペ型乗用車、ハッチバック型乗用車、ミニバン型乗用車、ＳＵＶ（Ｓｐｏｒｔ Ｕｔｉｌｉｔｙ Ｖｅｈｉｃｌｅ）型乗用車等を挙げることができる。

本実施形態では、車体１００の車長方向、車幅方向、および、車高方向を、それぞれ、長さ方向Ｘ、幅方向Ｙ、および、高さ方向Ｚという。

車体１００は、衝撃吸収部材で且つ軸圧潰部品としてのフロントサイドメンバ１と、クラッシュボックス２と、リアサイドメンバ３と、フロアクロスメンバ４と、サブフレーム５と、を有している。これらの軸圧潰部品は、自動車の衝突時に、当該軸圧潰部品の軸方向に塑性変形して潰れながら縮むことで、衝撃を吸収する。

また、車体１００は、衝撃吸収部材で且つ曲げ部品としてのＡピラー１１と、センターピラー１２と、Ｃピラー１３と、サイドシル１４と、ルーフサイドレール１５と、を有している。これらの曲げ部品は、自動車の衝突時に、曲げ変形（塑性変形）することで、衝撃を吸収する。

なお、軸圧潰部品は、何れも、素材である鋼板から軸圧潰部品に成形されるまでに施される熱処理は互いに同様である。よって、以下では、軸圧潰部品として、フロントサイドメンバ１を例に説明し、他の軸圧潰部品の詳細な説明を省略する。同様に、曲げ部品は、何れも、素材である鋼板から曲げ部品に成形されるまでに施される熱処理は互いに同様である。よって、以下では、曲げ部品としてセンターピラー１２を例に説明し他の曲げ部品の詳細な説明を省略する。

＜フロントサイドメンバ＞
図２（Ａ）は、フロントサイドメンバ１の断面図であり、フロントサイドメンバ１を長さ方向Ｘに見た状態を示している。図１および図２（Ａ）に示されているフロントサイドメンバ１は、自動車の前方から衝撃荷重を受けたときに、長さ方向Ｘに沿って潰れるように構成されている。すなわち、フロントサイドメンバ１は、自動車の衝突時、特に前面衝突時における衝撃吸収部材として用いられる。フロアサイドメンバ１は、車体１００の前部に左右一対配置されている。

フロントサイドメンバ１は、複数の鋼板を溶接することで形成された、閉断面を有する中空部材であり、長さ方向Ｘを長手方向として細長い梁状に形成されている。長さ方向Ｘにおける少なくとも一部において、フロントサイドメンバ１は、長さ方向Ｘと直交する断面が閉断面を構成している。なお、「閉断面」とは、部材の長手方向の少なくとも一部において、長手方向と直交する断面において、当該部材が無端環状に形成されていることを意味している。この閉断面形状は、例えば矩形形状である。

フロントサイドメンバ１は、幅方向Ｙにおける当該フロントサイドメンバ１の一方側部分を構成する第１半部２０と、幅方向Ｙにおける当該フロントサイドメンバ１の他方側部分を構成する第２半部３０と、を有している。

第１半部２０および第２半部３０は、それぞれ、鋼板をプレス加工することによって薄板状に形成されている。この鋼板は、好ましくは高強度鋼板であり、この鋼板の引張強さは、好ましくは７８０ＭＰａ以上である。この鋼板は、より好ましくは超高強度鋼板であり、この場合の引張強さは、好ましくは９８０ＭＰａ以上であり、より好ましくは１１８０ＭＰａであり、さらに好ましくは１４７０ＭＰａ以上である。このように、高強度鋼板で衝撃吸収部材としてのフロントサイドメンバ１を形成することで、フロントサイドメンバ１の板厚を薄くしつつ、十分な衝撃吸収エネルギーを発生できる。

第１半部２０および第２半部３０は、それぞれ、長さ方向Ｘから見てハット形形状に形成されている。第１半部２０と第２半部３０とは、フランジ結合によって一体化されることでフロントサイドメンバ１を形成している。なお、第１半部２０および第２半部３０の何れかが、長さ方向Ｘから見て曲げられていない平板状に形成されていてもよい。また、長さ方向Ｘから見て環状（例えば、矩形等の多角環状、円環状、または、楕円状等）に形成された管状部材によって第１半部２０および第２半部３０が一体成形されていてもよい（例えば、後述の図１１（Ｂ）参照）。なお、以下では、特に説明無き場合、フロントサイドメンバ１は、長さ方向Ｘから見た状態を基準に説明する。

第１半部２０は、第１壁部２１と、一対の第１稜線部２２，２２と、一対の第２壁部２３，２３と、一対の第２稜線部２４，２４と、一対のフランジ２５，２５と、を有している。

第１壁部２１は、本実施形態では、縦壁であり、第１半部２０のハット形状における天井壁であり、高さ方向Ｚに真っ直ぐに延びている。高さ方向Ｚにおける第１壁部２１の一対の端部に、一対の第１稜線部２２，２２が連続している。第１稜線部２２は、本実施形態では、長さ方向Ｘから見て屈曲形状に形成されており、所定の曲率半径を有している。第１稜線部２２は、第１壁部２１から第２壁部２３に向かうに従い幅方向Ｙの内側を向くように進んでいる。一対の第１稜線部２２，２２に、一対の第２壁部２３，２３が連続している。本実施形態では、第２壁部２３は、横壁であり、第１半部２０のハット形状においては天井壁（第１壁部２１）とフランジ２５とを繋ぐ縦壁であり、長さ方向Ｘに見て、幅方向Ｙに真っ直ぐに延びている。なお、一対の第２壁部２３，２３は、幅方向Ｙにおけるフロントサイドメンバ１の中央側に進むに従い互いの間隔が拡がるようにテーパ状に延びていてもよい。

幅方向Ｙにおける一対の第２壁部２３の車両内側端部に、一対の第２稜線部２４，２４が連続している。第２稜線部２４は、本実施形態では、長さ方向Ｘから見て屈曲形状に形成されており、所定の曲率半径を有している。一方の第２稜線部２４は、対応する第２壁部２３から上方に進んでいる。他方の第２稜線部２４は、対応する第２壁部２３から下方に進んでいる。

上記の構成において、第１稜線部２２と第１壁部２１との境界、および、第１稜線部２２と第２壁部２３との境界は、長さ方向Ｘに見て曲率半径が変化する部分である。同様に、第２稜線部２４と第２壁部２３との境界、および、第２稜線部２４とフランジ２５との境界は、長さ方向Ｘに見て曲率半径が変化する部分である。

上記の構成により、第１稜線部２２から第１壁部２１および第２壁部２３が延びているとともに、第２稜線部２４から第２壁部２３およびフランジ２５が延びている。

第２半部３０は、第１壁部３１と、一対の第１稜線部３２，３２と、一対の第２壁部３３，３３と、一対の第２稜線部３４，３４と、一対のフランジ３５，３５と、を有している。

第２半部３０は、本実施形態では、第１半部２０とは幅方向Ｙに対称な形状に形成されている。このため、第２半部３０の各部の説明を省略する。第１半部２０と第２半部３０とは、一対のフランジ２５，２５と一対のフランジ３５，３５とが接合されて互いに固定されている。一対のフランジ２５，２５と一対のフランジ３５，３５の接合方法は、スポット、レーザ、アーク等の溶接、リベット、かしめ、ボルト締結等の機械接合、および、接着剤等による接着を含む。

本実施形態のフロントサイドメンバ１に関して、フロントサイドメンバ１の壁部、つまり第１壁部２１、一対の第２壁部２３，２３、または一対のフランジ２５，２５において、引張試験での伸びひずみが１０％の時の引張応力σ_１０とせん断試験でのせん断ひずみが１０√３％（約１７．３２％）の時のせん断応力τ_１０との比σ_１０／τ_１０は１．７０以下となる。第１半部２０が焼付硬化性に優れた鋼板を用いて形成されていると、上記の比σ_１０／τ_１０は１．７０以下となる。その結果、耐衝突性能（例えば、耐軸圧壊性能など）が高まる。せん断ひずみが伸びひずみの√３倍であるときにおける比σ_１０／τ_１０が採用されている理由は、引張試験での公称ひずみ（伸びひずみ）を、ｖｏｎ Ｍｉｓｅｓの降伏条件にしたがって、（引張試験と同じ相当ひずみの）せん断試験でのせん断ひずみに変換すると、換算係数は√３となるためである。本明細書では、特記なき場合「応力」は、公称応力、すなわち、（荷重／初期試験片断面積）をいう。

本実施形態では、フロントサイドメンバ１を構成する第１半部２０は、焼付硬化性が高い冷延鋼板を用いて製造されている。このため、焼付硬化熱処理により、硬度又は強度がより高められた壁部おける比σ_１０／τ_１０は１．７０以下となる。このような特性を有する鋼板は、後で詳細に説明するように、製造プロセスを適正化することにより、製造されることができる。必要に応じて、この比σ_１０／τ_１０の上限を１．６５、１．６０、１．５６又は１．５３としてもよい。この比σ_１０／τ_１０の下限を特に定める必要はないが、１．１０、１．２０または１．３０としてもよい。
なお、ひずみが大きくなるにしたがってσ／τ比は低下するため、後述する「比σ_５／τ_５が１．７０以下である場合、比σ_１０／τ_１０も１．７０以下となる。このため、比σ_１０／τ_１０を１．７０以下とすることを、比σ_５／τ_５を１．７０以下とすることに変更してもよい。

また、フロントサイドメンバ１では、第１壁部２１の中央部２７におけるビッカース硬さＨｖｃ２５０以上、すなわち、Ｈｖｃ≧２５０である。本明細書でのビッカース硬さは、ＪＩＳ Ｚ ２２４４：２００９ ビッカース硬さ試験に則った硬さをいう。ここでのビッカース硬さは、試験力が４．９０３Ｎ（０．５ｋｇｆ）でのビッカース硬さであるＨＶ０．５であり、５点測定しその平均値を試験結果とする。中央部２７は、一対の第１稜線部２２，２２の間の壁部である第１壁部２１の中央部である。フロントサイドメンバ１を構成する鋼板の引張強さが７８０ＭＰａとすることにより、Ｈｖｃ≧２５０を実現できる。換言すれば、Ｈｖｃ≧２５０であることにより、フロントサイドメンバ１を構成する鋼板の引張強さが７８０ＭＰａであると推定できる。必要に応じて、Ｈｖｃの下限を２７０、２９０、３１０又は３４０としてもよい。Ｈｖｃの上限を特に定める必要はないが、５００、４５０、４１０又は３７０としてもよい。

また、フロントサイドメンバ１では、第１稜線部２２におけるビッカース硬さＨｖｒと、この第１稜線部２２に連続する第１壁部２１の中央部２７におけるビッカース硬さＨｖｃとの比Ｈｖｒ／Ｈｖｃが１．１０未満である。この比Ｈｖｒ／Ｈｖｃを１．１０未満にすることにより耐軸圧潰に寄与する材料を担保でき、衝突性能が高まる。この比Ｈｖｒ／Ｈｖｃは、より好ましくは１．０９未満、１．０７未満又は１．０６未満である。なお、この比Ｈｖｒ／Ｈｖｃは１．００以上であることが好ましい。この比Ｈｖｒ／Ｈｖｃが１．００未満であると、第１稜線部２２と中央部２７に顕著な強度差が存在するため、その境界で破断し易い。そのため、この比は１．００以上であることが望ましい。必要に応じて、この比の下限を１．０２又１．０４としてもよい。

なお、上記第１半部２０の壁部での引張応力σ_１０とせん断応力τ_１０との比σ_１０／τ_１０の関係は、第２半部３０の第１壁部３１、一対の第２壁部３３，３３、または一対のフランジ３５，３５での引張応力σ_１０とせん断応力τ_１０との比σ_１０／τ_１０の関係にも同様に成立する。また、上記第１稜線部２２と第１壁部２１の中央部２７におけるビッカース硬さの比Ｈｖｒ／Ｈｖｃは、第２半部３０における第１稜線部３２と第１壁部３１の中央部３７におけるビッカース硬さの比Ｈｖｒ／Ｈｖｃの関係にも同様に成立する。

以上説明したように、フロントサイドメンバ１は、（ａ１）壁部（第１壁部２１、一対の第２壁部２３，２３、または一対のフランジ２５，２５など）において比σ_１０／τ_１０≦１．７０とすることと、（ａ２）第１壁部２１の中央部２７におけるビッカース硬さＨｖｃ≧２５０にすることとの条件を満たし、より好ましい構成として、（ａ３）第１稜線部２２のビッカース硬さＨｖｒと第１壁部２１の中央部２７のビッカース硬さとの比Ｈｖｒ／Ｈｖｃ＜１．１０とすることの３つの条件全てを満たしている。この構成によると、引張強さ７８０ＭＰａ以上の自動車用鋼板として好適な焼付硬化性に優れている冷延鋼板を用いてフロントサイドメンバ１が製造されると（焼付熱処理を含む。）、前記のσ／τ比特性（比σ_１０／τ_１０≦１．７０）満たすようになり、フロンサイドメンバ１の耐衝突性能（耐軸圧壊特性）が高くなる。この効果は、フロントサイドメンバ１が、第１半部２０と同様の構成を有する第２半部３０と第１半部２０とを用いて形成されていることで、より高くなる。

以上が、フロントサイドメンバ１の概略構成である。次に、センターピラー１２の構成を説明する。

＜センターピラー＞
センターピラー１２は、自動車の側方から衝撃荷重を受けたときに、幅方向Ｙにおける車両中心側に向けて変形するように構成されている。すなわち、センターピラー１２は、自動車の衝突時、特に側面衝突時における衝撃吸収部材として用いられる。センターピラー１２は、長さ方向Ｘにおける自動車のキャビンの略中央において車体１００に左右一対配置されている。センターピラー１２は、サイドシル１４とルーフサイドレール１５とに接合されている。

センターピラー１２は、複数の鋼板を溶接することで形成された、閉断面を有する中空部材であり、高さ方向Ｚを長手方向として細長い柱状に形成されている。高さ方向Ｚにおける少なくとも一部において、センターピラー１２は、高さ方向Ｚと直交する断面が閉断面を構成している。この閉断面形状は、例えば矩形形状である。

センターピラー１２は、サイドシル１４に接合されたセンターピラーベース１６と、このセンターピラーベース１６から上方に延びルーフサイドレール１５に接合されたセンターピラー本体１７と、を有している。

図２（Ｂ）は、センターピラーベース１６の断面図であり、センターピラーベース１６を高さ方向Ｚに見た状態を示している。図２（Ｂ）では、図２（Ｂ）におけるセンターピラーベース１６の断面よりも奥側の部分の図示は省略している。図１および図２（Ｂ）を参照して、センターピラーベース１６は、センターピラー１２のうちの下部寄りの部分に形成されており、高さ方向Ｚにおいて、例えば、サイドシル１４の上部位置からフロアクロスメンバ４の上端の高さ位置にかけて延びている。センターピラーベース１６は、サイドシル１４およびセンターピラー本体１７のそれぞれと、フロントサイドメンバ１において上述した接合方法と同様の方法で接合固定されている。

センターピラーベース１６は、サイドシル１４とセンターピラー本体１７によって両端支持されており、これらサイドシル１４とセンターピラー本体１７の間の支持スパンＳＰ１が、相対的に短くされている。このため、センターピラーベース１６は、側面衝突時において、高さ方向Ｚと直交する断面での閉断面形状が潰れるような変形を生じる。

センターピラーベース１６は、幅方向Ｙにおける当該センターピラーベース１６の外側部分を構成する第３半部４０と、幅方向Ｙにおける当該センターピラーベース１６の内側部分を構成する第４半部５０と、を有している。

第３半部４０および第４半部５０は、それぞれ、鋼板をプレス加工することによって薄板状に形成されている。この鋼板は、好ましくは高強度鋼板である。この鋼板の引張強さは、上述したフロントサイドメンバ１における引張強さと同様に設定されており、好ましくは７８０ＭＰａ以上であり、より好ましくは１４７０ＭＰａ以上である。このように、高強度鋼板で衝撃吸収部材としてのセンターピラー１２を形成することで、センターピラー１２の板厚を薄くしつつ、十分な衝撃吸収エネルギーを発生できる。

第３半部４０および第４半部５０は、それぞれ、高さ方向Ｚから見てハット形形状に形成されている。第３半部４０と第４半部５０とは、フランジ結合によって一体化されることでセンターピラーベース１６を形成している。なお、第３半部４０および第４半部５０の何れかが、高さ方向Ｚから見て曲げられていない平板状に形成されていてもよい。また、高さ方向Ｚから見て環状（例えば、矩形等の多角環状、円環状、または、楕円状等）に形成された管状部材によって第３半部４０および第４半部５０が一体成形されていてもよい（例えば、後述の図１１（Ｂ）参照）。なお、以下では、特に説明無き場合、センターピラー１２は、高さ方向Ｚから見た状態を基準に説明する。

第３半部４０は、第１壁部４１と、一対の第１稜線部４２，４２と、一対の第２壁部４３，４３と、一対の第２稜線部４４，４４と、一対のフランジ４５，４５と、を有している。

第１壁部４１は、本実施形態では、センターピラーベース１６の外壁である。長さ方向Ｘにおける第１壁部４１の一対の端部に、一対の第１稜線部４２，４２が連続している。第１稜線部４２は、本実施形態では、高さ方向Ｚ方向Ｘから見て屈曲形状に形成されており、所定の曲率半径を有している。第１稜線部４２は、第１壁部４１から第２壁部４３に向かうに従い幅方向Ｙの内側を向くように進んでいる。一対の第１稜線部４２，４２に、一対の第２壁部４３，４３が連続している。本実施形態では、一対の第２壁部４３は、前壁および後壁であり、幅方向Ｙに延びている。なお、一対の第２壁部２３，２３は、幅方向Ｙにおける自動車の中央側に進むに従い互いの間隔が拡がるようにテーパ状に延びていてもよい。

幅方向Ｙにおける一対の第２壁部４３の車両内側端部に、一対の第２稜線部４４，４４が連続している。第２稜線部４４は、本実施形態では、高さ方向Ｚから見て屈曲形状に形成されており、所定の曲率半径を有している。一方の第２稜線部４４は、対応する第２壁部４３から前方に進んでいる。他方の第２稜線部２４は、対応する第２壁部２３から後方に進んでいる。

上記の構成において、第１稜線部４２と第１壁部４１との境界、および、第１稜線部４２と第２壁部４３との境界は、高さ方向Ｚに見て曲率半径が変化する部分である。同様に、第２稜線部４４と第２壁部４３との境界、および、第２稜線部４４とフランジ４５との境界は、高さ方向Ｚに見て曲率半径が変化する部分である。

上記の構成により、第１稜線部４２から第１壁部４１および第２壁部４３が延びているとともに、第２稜線部４４から第２壁部４３およびフランジ４５が延びている。

第４半部５０は、第１壁部５１と、一対の第１稜線部５２，５２と、一対の第２壁部５３，５３と、一対の第２稜線部５４，５４と、一対のフランジ５５，５５と、を有している。

第４半部５０は、本実施形態では、第３半部４０とは幅方向Ｙに略対称な形状に形成されている。このため、第４半部５０の各部の説明を省略する。第３半部４０と第４半部５０とは、一対のフランジ４５，４５と一対のフランジ５５，５５とが接合されて互いに固定されている。一対のフランジ４５，４５と一対のフランジ５５，５５の接合方法は、フロントサイドメンバ１において上述した接合方法と同様である。

センターピラーベース１６では、第３半部４０の壁部、つまり、第１壁部４１、一対の第２壁部４３，４３、または一対のフランジ４５，４５において、引張試験での伸びひずみが５％の時の引張応力σ_５とせん断試験でのせん断ひずみが５√３％（約８．６６％）の時のせん断応力τ_５との比σ_５／τ_５は１．７０以下となる。ひずみが大きくなるにしたがってσ／τ比は低下するため、比σ_５／τ_５が１．７０以下である場合、第３半部４０の壁部における比σ_１０／τ_１０も１．７０以下となる。第３半部４０が焼付硬化性の低い冷延鋼板を用いて製造された場合、この比σ_５／τ_５も１．７０を超える結果となる。この場合、材料が塑性変形せずすぐ破断してしまい、部材としての十分な耐衝突性能（例えば、耐曲げ性能）が得られなくなる。このため、この比σ_５／τ_５を１．７０以下とする。

本実施形態では、センターピラーベース１６を構成する第３半部４０は、焼付硬化性が高い冷延鋼板を用いて製造されている。このため、焼付硬化熱処理により、硬度又は強度がより高められた壁部おける比σ_５／τ_５は１．７０以下となる。このような特性を有する冷延鋼板は、後で詳細に説明するように、製造プロセスを適正化することにより、製造されることができる。なお、必要に応じて、この比σ_５／τ_５の上限を１．６５、１．６０、１．５６又は１．５３としてもよい。この比σ_５／τ_５の下限を特に定める必要はないが、１．１０、１．２０または１．３０としてもよい。

また、センターピラーベース１６の第３半部４０では、第２壁部４３の中央部４７におけるビッカース硬さＨｖｃが２５０以上、すなわち、Ｈｖｃ≧２５０である。中央部４７は、第１稜線部４２と、フランジ４５に連続する第２稜線部４４と、の間の壁部である第２壁部４３の中央部である。第３半部４０を構成する鋼板の引張強さが７８０ＭＰａとすることにより、Ｈｖｃ≧２５０を実現できる。換言すれば、Ｈｖｃ≧２５０であることにより、第３半部４０を構成する鋼板の引張強さが７８０ＭＰａであると推定できる。必要に応じて、Ｈｖｃの下限を２７０、２９０、３１０又は３４０としてもよい。Ｈｖｃの上限を特に定める必要はないが、５００、４５０、４１０又は３７０としてもよい。

また、センターピラーベース１６では、第３半部４０の第１稜線部４２におけるビッカース硬さＨｖｒと、この第１稜線部４２に連続する第２壁部４３の中央部４７におけるビッカース硬さＨｖｃとの比Ｈｖｒ／Ｈｖｃが１．０５以上である。この比Ｈｖｒ／Ｈｖｃを１．０５以上にすることにより、加工硬化が高くでき、曲げ変形に寄与する材料の強度を担保でき、衝突性能が高まる。この比Ｈｖｒ／Ｈｖｃを１．０７以上、１．０９以上又は１．１０以上にすることにより、より衝突性能を高めることができる。この比Ｈｖｒ／Ｈｖｃを１．１２以上、１．１４以上又は１．１５以上とすることがより好ましい。なお、この比Ｈｖｒ／Ｈｖｃが１．３０を超えると、第１稜線部４２と中央部４７に顕著な強度差が存在するため、その境界で破断し易い。そのため、この比Ｈｖｒ／Ｈｖｃは１．３０以下であることが望ましい。必要に応じて、この比の上限を１．２５又１．２０としてもよい。

なお、上記第３半部４０の壁部での引張応力σ_５とせん断応力τ_５との比σ_５／τ_５の関係は、第４半部５０の壁部、つまり、第１壁部５１、一対の第２壁部５３，５３、または一対のフランジ５５，５５での引張応力σ_５とせん断応力τ_５との比σ_５／τ_５の関係にも同様に成立してもよいし、成立しなくてもよい。同様に、第３半部４０における第１稜線部４２と第２壁部４３の中央部４７におけるビッカース硬さの比Ｈｖｒ／Ｈｖｃは、第４半部５０における第１稜線部５２と第２壁部５３の中央部５７におけるビッカース硬さの比Ｈｖｒ／Ｈｖｃの関係にも成立してもよいし、成立しなくてもよい。なぜなら、センターピラーベース１６においては、第３半部４０および第４半部５０のうち、主に第４半部５０が衝撃荷重を受けて曲げ変形を生じるため、第４半部５０には、第３半部４０ほどの高い衝撃吸収性能は要求されないためである。つまり、本実施形態では、センターピラーベース１６の少なくとも片側の半部（具体的には、幅方向Ｙにおける当該センターピラーベース１６の外側部分を構成する第３半部４０）が、上記特性（後述の（ｂ１）および（ｂ２）など）を満たしていればよい。

以上説明したように、センターピラーベース１６の（ｂ１）壁部（第１壁部４１、一対の第２壁部４３，４３、または一対のフランジ４５，４５など）において比σ_５／τ_５≦１．７０とすることと、（ｂ２）第２壁部４３の中央部４７におけるビッカース硬さＨｖｃ≧２５０とすることの条件を満たし、より好ましい構成として、（ｂ３）第１稜線部４２のビッカース硬さＨｖｒと第２壁部４３の中央部４７のビッカース硬さＨｖｃとの比Ｈｖｒ／Ｈｖｃ≧１．０５とすることの３つの条件全てを満たしている。この構成によると、引張強さ７８０ＭＰａ以上の自動車用鋼板として好適な焼付硬化性に優れている冷延鋼板を用いてセンターピラーベース１６が製造されると（焼付熱処理を含む。）、前記のσ／τ比特性（比σ_５／τ_５≦１．７０）満たすようになり、センターピラーベース１６の耐衝突性能（耐曲げ特性）が高くなる。

以上が、センターピラーベース１６の概略構成である。次に、センターピラー本体１７の構成を説明する。

図２（Ｃ）は、センターピラー本体１７の断面図であり、センターピラー本体１７を高さ方向Ｚに見た状態を示している。図２（Ｃ）では、図２（Ｃ）におけるセンターピラー本体１７の断面よりも奥側の部分の図示は省略している。図１および図２（Ｃ）を参照して、センターピラー本体１７は、センターピラー１２のうちの中間部および上部として設けられており、高さ方向Ｚにおいて、例えば、フロアクロスメンバ４の上端の高さ位置からルーフサイドレール１５にかけて延びている。センターピラー本体１７は、センターピラーベース１６およびルーフサイドレール１５のそれぞれと、フロントサイドメンバ１において上述した接合方法と同様の方法で接合固定されている。

センターピラー本体１７は、センターピラーベース１６とルーフサイドレール１５によって両端支持されており、これらセンターピラー本体１７とルーフサイドレール１５の間の支持スパンＳＰ２が、相対的に長くされている。このため、センターピラー本体１７は、側面衝突時において、幅方向Ｙの内側に凸となる弓なり形状に曲げ変形する。

側面衝突時において、センターピラー本体１７における衝撃吸収エネルギーは、曲げ変形によって生じるほうが、閉断面形状の潰れる変形によって生じるよりも大きい。一方、センターピラーベース１６における衝撃吸収エネルギーは、曲げ変形によって生じるよりも、閉断面形状の潰れる変形によって生じるほうが大きい。このように、側面衝突時における衝撃吸収の態様は、センターピラーベース１６は、とセンターピラー本体１７とで異なっている。このような態様の違いは、高さ方向Ｚにおけるセンターピラーベース１６の長さとセンターピラー本体１７の長さとの違いに起因している。センターピラー本体１７の長さは、センターピラーベース１６の長さよりも長い。

センターピラー本体１７は、幅方向Ｙにおける当該センターピラー本体１７の外側部分を構成する第５半部６０と、幅方向Ｙにおける当該センターピラー本体１７の内側部分を構成する第６半部７０と、を有している。

第５半部６０および第６半部７０は、それぞれ、鋼板をプレス加工することによって薄板状に形成されている。この鋼板は、好ましくは高強度鋼板である。この鋼板の引張強さは、上述したフロントサイドメンバ１における引張強さと同様に設定されており、好ましくは７８０ＭＰａ以上であり、より好ましくは、１４７０ＭＰａ以上である。センターピラー本体１７を構成する鋼材の引張強さは、好ましくは、センターピラーベース１６を構成する鋼材の引張強さよりも大きい。

第５半部６０および第６半部７０は、それぞれ、高さ方向Ｚから見てハット形形状に形成されている。第５半部６０と第６半部７０とは、フランジ結合によって一体化されることでセンターピラー本体１７を形成している。なお、第５半部６０および第６半部７０の何れかが、高さ方向Ｚから見て曲げられていない平板状に形成されていてもよい。また、高さ方向Ｚから見て環状（例えば、矩形等の多角環状、円環状、または、楕円状等）に形成された管状部材によって第５半部６０および第６半部７０が一体成形されていてもよい（例えば、後述の図１１（Ｂ）参照）。

第５半部６０は、第１壁部６１と、一対の第１稜線部６２，６２と、一対の第２壁部６３，６３と、一対の第２稜線部６４，６４と、一対のフランジ６５，６５と、を有している。

第１壁部６１は、本実施形態ではセンターピラー本体１７の外壁である。長さ方向Ｘにおける第１壁部６１の一対の端部に、一対の第１稜線部６２，６２が連続している。第１稜線部６２は、本実施形態では、高さ方向Ｚから見て屈曲形状に形成されており、所定の曲率半径を有している。第１稜線部６２は、第１壁部６１から第２壁部６３に向かうに従い幅方向Ｙの内側を向くように進んでいる。一対の第１稜線部６２，６２に、一対の第２壁部６３，６３が連続している。本実施形態では、一対の第２壁部６３，６３は、前壁および後壁であり、幅方向Ｙに延びている。なお、一対の第２壁部６３，６３は、幅方向Ｙにおける自動車の中央側に進むに従い互いの間隔が拡がるようにテーパ状に延びていてもよい。

幅方向Ｙにおける一対の第２壁部６３の車両内側端部に、一対の第２稜線部６４，６４が連続している。第２稜線部６４は、本実施形態では、高さ方向Ｚから見て屈曲形状に形成されており、所定の曲率半径を有している。一方の第２稜線部６４は、対応する第２壁部６３から前方に進んでいる。他方の第２稜線部６４は、対応する第２壁部６３から後方に進んでいる。

上記の構成において、第１稜線部６２と第１壁部６１との境界、および、第１稜線部６２と第２壁部６３との境界は、高さ方向Ｚに見て曲率半径が変化する部分である。同様に、第２稜線部６４と第２壁部６３との境界、および、第２稜線部６４とフランジ６５との境界は、高さ方向Ｚに見て曲率半径が変化する部分である。

上記の構成により、第１稜線部６２から第１壁部６１および第２壁部６３が延びているとともに、第２稜線部６４から第２壁部６３およびフランジ６５が延びている。

第６半部７０は、第１壁部７１と、一対の第１稜線部７２，７２と、一対の第２壁部７３，７３と、一対の第２稜線部７４，７４と、一対のフランジ７５，７５と、を有している。

第６半部７０は、本実施形態では、第１半部６０とは幅方向Ｙに略対称な形状に形成されている。このため、第２半部７０の各部の説明を省略する。第１半部６０と第２半部７０とは、一対のフランジ６５，６５と一対のフランジ７５，７５とが接合されて互いに固定されている。一対のフランジ６５，６５と一対のフランジ７５，７５の接合方法は、フロントサイドメンバ１において上述した接合方法と同様である。

センターピラー本体１７では、第５半部６０の壁部、つまり、第１壁部６１、一対の第２壁部６３，６３、または一対のフランジ６５，６５において、引張試験での伸びひずみが５％の時の引張応力σ_５とせん断試験でのせん断ひずみが５√３％（約８．６６％）の時のせん断応力τ_５との比σ_５／τ_５が１．７０以下となる。ひずみが大きくなるにしたがってσ／τ比は低下するため、比σ_５／τ_５が１．７０以下である場合、第５半部６０における比σ_１０／τ_１０も１．７０以下となる。第５半部６０が焼付硬化性の低い鋼板を用いて製造された場合、この比σ_５／τ_５も１．７０を超える結果となる。この場合、材料が塑性変形せずすぐ破断してしまい、部材としての十分な耐衝撃性能（例えば、耐曲げ性能）が得られなくなる。このため、この比比σ_５／τ_５を１．７０以下とする。

本実施形態では、センターピラー本体１７を構成する第５半部６０は、焼付硬化度が高い冷延鋼板を用いて製造されている。このため、焼付硬化熱処理により、硬度又は強度がより高められた壁部おいて、比σ_５／τ_５≦１．７０となる。このような特性を有する鋼板は、後で詳細に説明するように、製造プロセスを適正化することにより、製造されることができる。なお、必要に応じて、この比σ_５／τ_５の上限を１．６５、１．６０、１．５６又は１．５３としてもよい。この比σ_５／τ_５の下限を特に定める必要はないが、１．１０、１．２０または１．３０としてもよい。

また、センターピラー本体１７の第５半部６０では、第２壁部６３の中央部６７におけるビッカース硬さＨｖｃが２５０以上、すなわち、Ｈｖｃ≧２５０である。中央部６７は、第１稜線部６２と、フランジ６５に連続する第２稜線部６４と、の間の壁部である第２壁部６３の中央部である。第５半部６０を構成する鋼板の引張強さが７８０ＭＰａとすることにより、Ｈｖｃ≧２５０を実現できる。換言すれば、Ｈｖｃ≧２５０であることにより、第５半部６０を構成する鋼板の引張強さが７８０ＭＰａであると推定できる。必要に応じて、Ｈｖｃの下限を２７０、２９０、３１０又は３４０としてもよい。Ｈｖｃの上限を特に定める必要はないが、５００、４５０、４１０又は３７０としてもよい。

また、センターピラー本体１７では、第５半部６０の第１稜線部６２におけるビッカース硬さＨｖｒと、この第１稜線部６２に連続する第２壁部６３の中央部６７におけるビッカース硬さＨｖｃとの比Ｈｖｒ／Ｈｖｃが１．０５以上である。この比Ｈｖｒ／Ｈｖｃを１．０５以上にすることにより、加工硬化が高くでき、曲げ変形に寄与する材料の強度を担保でき、衝突性能が高まる。この比Ｈｖｒ／Ｈｖｃを１．０７以上、１．０９以上又は１．１０以上にすることにより、より衝突性能を高めることができる。なお、センターピラー１２において、センターピラー本体１７は、高さ方向Ｚにおける支持スパンが長い長スパン部材であるため、撓み量が大きくなり、その結果、第１稜線部６２の特性が衝撃吸収性能に特に影響する。このため、センターピラー本体１７におけるこの比Ｈｖｒ／Ｈｖｃは、より好ましくは、１．１０以上である。この比Ｈｖｒ／Ｈｖｃを１．１２以上、１．１４以上又は１．１５以上とすることがより一層好ましい。なお、この比Ｈｖｒ／Ｈｖｃは、１．３０以下であることが好ましい。この比Ｈｖｒ／Ｈｖｃが１．３を超えると、第１稜線部６１と中央部６７に顕著な強度差が存在するため、その境界で破断し易い。そのため、この比Ｈｖｒ／Ｈｖｃは１．３０以下であることが望ましい。必要に応じて、この比の上限を１．２５又１．２０としてもよい。

なお、上記第５半部６０の壁部での引張応力とせん断応力との比σ_５／τ_５の関係は、第６半部７０の壁部、つまり、第１壁部７１、一対の第２壁部７３，７３、または一対のフランジ７５，７５での引張強応力とせん断応力との比σ_５／τ_５の関係にも同様に成立してもよいし、成立しなくてもよい。同様に、第５半部６０における第１稜線部６２と第２壁部６３の中央部６７におけるビッカース硬さの比Ｈｖｒ／Ｈｖｃは、第６半部７０における第１稜線部７２と第２壁部７３の中央部７７におけるビッカース硬さの比Ｈｖｒ／Ｈｖｃの関係にも成立してもよいし、成立しなくてもよい。なぜなら、センターピラー本体１７においては、第１半部６０および第２半部７０のうち、主に第１半部６０が衝撃荷重を受けて曲げ変形を生じるため、第２半部７０には、第１半部６０ほどの高い衝撃吸収性能は要求されないからである。つまり、本実施形態では、センターピラー本体１７の少なくとも片側の半部（具体的には、幅方向Ｙにおける当該センターピラー本体１７の外側部分を構成する第５半部６０）が、上記特性（後述の（ｃ１）および（ｃ２）など）を満たしていればよい。

以上説明したように、センターピラー本体１７の第５半部６０は、（ｃ１）壁部（第１壁部６１、一対の第２壁部６３，６３、または一対のフランジ６５，６５など）において比σ_５／τ_５≦１．７０とすることと、（ｃ２）第２壁部６３の中央部６７におけるビッカース硬さＨｖｃ≧２５０にすることの条件を満たし、より好ましい構成として、（ｃ３）第１稜線部６２のビッカース硬さＨｖｒと第２壁部６３の中央部６７のビッカース硬さＨｖｃとの比Ｈｖｒ／Ｈｖｃ≧１．０５とすることの３つの条件全てを満たしている。この構成によると、引張強さ７８０ＭＰａ以上の自動車用鋼板として好適な焼付硬化性に優れている冷延鋼板を用いてセンターピラー本体１７が製造されると（焼付熱処理を含む。）、前記のσ／τ比特性（比σ_５／τ_５≦１．７０）満たすようになり、センターピラー本体１７の耐衝突性能（耐曲げ特性）が高くなる。

以上が、センターピラー１２の概略構成である。次に、衝撃吸収部材の軸圧潰部品としてのフロントサイドメンバ１の製造方法と、衝撃吸収部材の曲げ部品としてのセンターピラー１２の製造方法と、を説明する。

＜衝撃吸収部材の素材である高強度鋼板＞
本実施形態のフロントサイドメンバ１およびセンターピラー１２等の衝撃吸収部材の材料である高強度鋼板（冷間塑性加工用鋼板）および製品であるフロントサイドメンバ１およびセンターピラー１２は、引張強さ７８０ＭＰａ以上、かつ、鋼板の厚さ方向断面におけるＳｉ含有量の最大値Ｃｍａｘ（単位：質量％）と最小値Ｃｍｉｎ（単位：質量％）の比Ｃｍａｘ／Ｃｍｉｎが１．２５以下である。

（引張強度：７８０ＭＰａ以上）
上記の組成及び組織を有する本実施形態の高強度鋼板によれば、高い引張強度、具体的には７８０ＭＰａ以上の引張強度を達成することができる。ここで、引張強度を７８０ＭＰａ以上とするのは、自動車車体の軽量化の要求を満たすためである。引張強度は好ましくは１３００ＭＰａ以上であり、より好ましくは１４７０ＭＰａ以上である。

（Ｓｉ含有量の比Ｃｍａｘ／Ｃｍｉｎが１．２５以下）
高強度鋼板の厚さ方向断面におけるＳｉ含有量の最大値Ｃｍａｘと最小値Ｃｍｉｎの比Ｃｍａｘ／Ｃｍｉｎは、１．２５以下とする。より好ましくはＣｍａｘ／Ｃｍｉｎは１．２２以下、１．１８以下または１．１５以下である。Ｃｍａｘ／Ｃｍｉｎが１．２５以下である場合、Ｓｉの偏析を制御することができて、組織が均一になり、下記に示す鉄炭化物等の析出物を均一に析出させることができるため、焼付硬化性を高めることができる。

Ｃｍａｘ／Ｃｍｉｎで示されるＳｉの偏析度合いは次のようにして測定する。鋼板についてその圧延方向が法線方向となる面（すなわち鋼板の厚さ方向断面）を観察できるように調整した後、鏡面研磨し、ＥＰＭＡ（電子プローブマイクロアナライザ）装置により、該鋼板の厚さ方向断面において鋼板の表面から鋼板の厚み１／４分進んだ箇所での１００μｍ×１００μｍの範囲について、鋼板の厚さ方向に沿って片面側から他面側に向かって０．５μｍ間隔で２００点のＳｉ含有量を測定する。同じ１００μｍ×１００μｍの範囲内のほぼ全領域をカバーするように別の４ライン上で同様な測定を行い、全５ライン上で測定された合計１０００点のＳｉ含有量の中で、最高値をＳｉ含有量の最大値Ｃｍａｘ（質量％）とし、最低値をＳｉ含有量の最小値Ｃｍｉｎ（質量％）として、比Ｃｍａｘ／Ｃｍｉｎを算出する。Ｃｍａｘ／Ｃｍｉｎの下限は１．００である。

なお、衝撃吸収部材の素材である高強度鋼板が比Ｃｍａｘ／Ｃｍｉｎが１．２５以下であるため、その素材から製造された衝撃吸収部材においても比Ｃｍａｘ／Ｃｍｉｎが１．２５以下となる。

上記高強度鋼板は、マルテンサイトを含む鋼板である。その鋼板の一例として、Ｄｕａｌ－Ｐｈａｓｅ鋼板（複合組織鋼板、ＤＰ鋼板）がある。ＤＰ鋼は、マルテンサイトとフェライトがモザイク状に分布しており、変態強化した硬い部分と変態強化されていない軟らかい部分が共存している。そして、ＤＰ鋼を高強度鋼板として用いると、冷間塑性加工（プレス成形加工）による変形が、軟らかい組織であるフェライトで主に生じる。本実施形態においては、ＤＰ鋼板とは、その金属組織が、面積率で、マルテンサイトが５％以上９５％未満であり、フェライトが５％以上９５％未満であり、マルテンサイトとフェライトの合計が８５～１００％であり、残部組織がベイナイト、残留オーステナイト、パーライトである鋼板を意味する。必要に応じて、マルテンサイトの下限を１０％、２０％、３０％、３５％または４０％としてもよく、マルテンサイトの上限を９０％、８０％、７０％、６５％または６０％としてもよく、フェライトの下限を１０％、２０％、３０％、３５％または４０％としてもよく、フェライトの上限を９０％、８０％、７０％、６５％または６０％としてもよく、マルテンサイトとフェライトの合計の下限を９０％または９５％としてもよく、残部組織中の残留オーステナイトを０％、パーライトを０％としてもよい。なお、上記高強度鋼板は、少なくともマルテンサイトが含まれていればよく、ＤＰ鋼以外の鋼が用いられてもよい。

次に、上記高強度鋼板の好ましい化学組成について説明する。以下の説明において、高強度鋼板に含まれる各元素の含有量の単位である「％」は、特に断りがない限り「質量％」を意味する。

（Ｃ：０．０２％～０．４０％）
Ｃは、固溶炭素量を高め、焼付硬化性を高める作用を有する。また、焼き入れ性を高め、マルテンサイト組織に含有させることにより強度を高める作用を有する。Ｃ含有量は０．０２％未満であれば、鉄炭化物等の炭化物を析出させたときに十分な固溶炭素量が確保できず、焼付硬化量が減少する。よって、Ｃ含有量は０．０２％以上とし、好ましくは０．１０％以上または０．２０％以上とするのがよい。一方、Ｃ含有量が０．４０％超では、焼鈍後の冷却において不完全なマルテンサイト変態が起こり、残留オーステナイト分率が高くなってしまう。また、強度が高すぎて成形性が担保できない。従って、Ｃ含有量は０．４０％以下とするのがよく、好ましくは０．３５％以下または０．３０％以下とする。

（Ｓｉ：０．０１％～３．００％）
Ｓｉは転位セルを抑制するための鉄炭化物等の析出物を微細かつ大量に析出するために必要な元素である。Ｓｉ含有量が０．５０％未満では、偏析を均一構造にしたとしても、十分な作用効果が得られず、粗大な析出物が生成してしまい、転位セルの形成を抑制できない。よって、Ｓｉ含有量は０．０１％以上、より好ましくは０．０５％以上、０．４０％以上または０．８０％以上とするのがよい。一方、Ｓｉ含有量が３．００％超では、析出物を微細かつ大量に析出させる効果は飽和してしまい徒にコストを上昇させたり、表面性状が劣化したりしてしまう。従って、Ｓｉ含有量は３．００％以下とし、好ましくは２．５０％または２．００％以下とするのがよい。

（Ｍｎ：０．５０％～５．００％）
Ｍｎは焼き入れ性向上元素であり、冷却速度を限定せずマルテンサイト組織を生成するために必要な元素である。この作用を有効に発揮するには、Ｍｎ含有量は０．５０％以上とし、好ましくは１．００％以上または１．８０％以上とするのがよい。しかし、過剰のＭｎの含有は、ＭｎＳの析出により低温靱性が低下するため、５．００％以下、好ましくは４．５０％以下または３．５０％以下とするのがよい。

（Ｐ：０．１００％以下）
Ｐは、必須元素ではなく、例えば鋼中に不純物として含有される。溶接性の観点から、Ｐ含有量は低ければ低いほどよい。特に、Ｐ含有量が０．１００％超で、溶接性の低下が著しい。従って、Ｐ含有量は０．１００％以下とするのがよく、好ましくは０．０３０％以下とする。Ｐ含有量の低減にはコストがかかり、０．０００１％未満まで低減しようとすると、コストが著しく上昇する。このため、Ｐ含有量の下限は０％であるが、Ｐ含有量は０．０００１％以上としてもよい。また、Ｐは強度の向上に寄与するため、このような観点から、Ｐ含有量は０．０００１％以上としてもよい。

（Ｓ：０．０１０％以下）
Ｓは、必須元素ではなく、例えば鋼中に不純物として含有される。溶接性の観点から、Ｓ含有量は低ければ低いほどよい。Ｓ含有量が高いほど、ＭｎＳの析出量が増加し、低温靭性が低下する。特に、Ｓ含有量が０．０１０％超で、溶接性の低下及び低温靱性の低下が著しい。従って、Ｓ含有量は０．０１０％以下とするのがよく、好ましくは０．００３％以下とする。Ｓ含有量の低減にはコストがかかり、０．０００１％未満まで低減しようとすると、コストが著しく上昇する。このため、Ｓ含有量の下限は０％であるが、Ｓ含有量は０．０００１％以上としてもよい。

（Ａｌ：０．００１％～２．０００％）
Ａｌは、脱酸に対して効果を有する。以上のような作用を有効に発揮させるため、Ａｌ含有量は０．００１％以上とし、好ましくは０．０１０％以上とするのがよい。一方、Ａｌ含有量が２．０００％超では、溶接性が低下したり、酸化物系介在物が増加して表面性状が劣化したりする。従って、Ａｌ含有量は２．０００％以下、好ましくは１．０００％以下、０．１００％以下または０．０５０％以下とするのがよい。

（Ｎ：０．０１０％以下）
Ｎは、必須元素ではなく、例えば鋼中に不純物として含有される。溶接性の観点から、Ｎ含有量は低ければ低いほどよい。特に、Ｎ含有量が０．０１０％超で、溶接性の低下が著しい。従って、Ｎ含有量は０．０１０％以下とし、好ましくは０．００６％以下または０．００５％以下とするのがよい。Ｎ含有量の低減にはコストがかかり、０．０００１％未満まで低減しようとすると、コストが著しく上昇する。このため、Ｎ含有量の下限は０％であるが、Ｎ含有量は０．０００１％以上としてもよい。

本実施形態の高強度鋼板の基本成分組成は上記の通りである。さらに本実施形態の高強度鋼板は、必要に応じて、以下の任意元素を含有していてもよい。これらの元素は任意元素であり、その下限はすべて０％である。

（Ｔｉ：０～０．１００％、Ｎｂ：０～０．１００％、Ｖ：０～０．１００％、Ｔｉ、ＮｂおよびＶから選択される一種以上：合計で０～０．１００％）
Ｔｉ、Ｎｂ及びＶは強度の向上に寄与する。従って、Ｔｉ、Ｎｂ若しくはＶ又はこれらの任意の組み合わせが含有されていてもよい。この効果を十分に得るために、Ｔｉ、Ｎｂ若しくはＶの含有量、又はこれらの２種以上の任意の組み合わせの合計含有量は、好ましくは０．００３％以上とする。一方、Ｔｉ、Ｎｂ若しくはＶの含有量、又はこれらの２種以上の任意の組み合わせの合計含有量が０．１００％超では、熱間圧延及び冷間圧延が困難になる。従って、Ｔｉ含有量、Ｎｂ含有量若しくはＶ含有量、又はこれらの２種以上の任意の組み合わせの合計含有量は０．１００％以下とするのがよく、これらの上限を０．０６０％または０．０４０％としてもよい。つまり、各成分単独の場合の制限範囲を、Ｔｉ：０．００３％～０．１００％、Ｎｂ：０．００３％～０．１００％、及びＶ：０．００３％～０．１００％とすると共に、これらを任意に組み合わせた場合の合計含有量においても、０．００３～０．１００％とすることが好ましい。

（Ｃｕ：０～１．００％、Ｎｉ：０～１．００％、Ｍｏ：０～１．００％、Ｃｒ：０～１．００％、Ｃｕ、Ｎｉ、ＭｏおよびＣｒから選択される一種以上：合計で０～１．００％）
Ｃｕ、Ｎｉ、Ｍｏ及びＣｒは強度の向上に寄与する。従って、Ｃｕ、Ｎｉ、Ｍｏ、若しくはＣｒ又はこれらの任意の組み合わせが含有されていてもよい。特に、Ｃｒ、Ｍｏは焼き入れ性元素であり、Ｍｎだけで補えない場合のマルテンサイト組織を生成する効果を有する。この効果を十分に得るために、Ｃｕ、Ｎｉ、Ｍｏ及びＣｒの含有量は、各成分単独の場合、０．００５～１．００％が好ましい範囲であり、これらの２種以上を任意に組み合わせた場合の合計含有量においても、０．００５％以上１．００％以下が満たされることが好ましい。一方、Ｃｕ、Ｎｉ、Ｍｏ及びＣｒの含有量、又はこれらの２種以上を任意に組み合わせた場合の合計含有量が１．００％超では、上記作用による効果が飽和して、徒にコストが高くなる。従って、Ｃｕ、Ｎｉ、Ｍｏ及びＣｒの含有量、又はこれらの２種以上を任意に組み合わせた場合の合計含有量の上限は１．００％とするのがよく、これらの上限を０．５０％または０．３０％としてもよい。つまり、Ｃｕ：０．００５％～１．００％、Ｎｉ：０．００５％～１．００％、Ｍｏ：０．００５％～１．００％、及びＣｒ：０．００５％～１．００％とすると共に、これらを任意に組み合わせた場合の合計含有量においても、０．００５～１．００％であることが好ましい。

（Ｗ：０～０．００５％、Ｃａ：０～０．００５％、Ｍｇ：０～０．００５％、ＲＥＭ：０～０．０１０％、Ｗ、Ｃａ、Ｍｇの合計含有量：合計で０～０．０１０％）
Ｗ、Ｃａ、Ｍｇ及びＲＥＭは介在物の微細分散化に寄与し、靭性を高める。従ってＷ、Ｃａ、Ｍｇ若しくはＲＥＭ又はこれらの任意の組み合わせが含有されていてもよい。この効果を十分に得るために、Ｗ、Ｃａ、Ｍｇ及びＲＥＭ、又はこれらの２種以上の任意の組み合わせの合計含有量は、好ましくは０．０００３％以上とするのがよい。一方、Ｗ、Ｃａ、Ｍｇ及びＲＥＭの合計含有量が０．０１０％超では、表面性状が劣化する。従って、Ｗ、Ｃａ、Ｍｇ及びＲＥＭの合計含有量は０．０１０％以下とするのがよい。つまり、Ｗ：０．００５％以下、Ｃａ：０．００５％以下、Ｍｇ：０．００５％以下、ＲＥＭ：０．０１０％以下であって、これらの任意の２種以上の合計含有量が０．０００３～０．０１０％であることが好ましい。

ＲＥＭ（希土類金属）はＳｃ、Ｙ及びランタノイドの合計１７種類の元素を指し、「ＲＥＭ含有量」はこれら１７種類の元素の合計の含有量を意味する。ランタノイドは、工業的には、例えばミッシュメタルの形で添加される。

（Ｂ：０～０．０３００％）
Ｂは焼き入れ性向上元素であり、マルテンサイト組織形成に有用な元素である。Ｂは０．０００３％（３ｐｐｍ）または０．００１０％（１０ｐｐｍ）以上含有させるとよい。しかし、Ｂを０．０３００％（３００ｐｐｍ）を超えて含有すると上記効果が飽和してしまい、経済的に無駄であるため、Ｂ含有量は０．０３００％以下とするのがよく、好ましくは０．０２５０％以下または０．００５０％以下である。

本実施形態に係る高強度鋼板において、上記成分以外の残部はＦｅ及び不純物からなる。ここで、不純物とは、高強度鋼板を工業的に製造する際に、鉱石やスクラップ等のような原料を始めとして、製造工程の種々の要因によって混入する成分であって、本実施形態に係る高強度鋼板に対して意図的に添加した成分でないものを意味する。

次に、本実施形態に係る衝撃吸収部材の素材である高強度鋼板の組織について説明する。以下、組織要件について説明するが、組織分率に係る％は「面積率」を意味する。本実施形態では、高強度鋼板の金属組織は、面積率で、マルテンサイトが５％以上９５％未満である。なお、マルテンサイト以外の金属組織は、面積率で、フェライトが５％以上９５％未満であり、マルテンサイトとフェライトの合計が８５～１００％であり、残部組織がベイナイト、残留オーステナイト、パーライトであることが好ましい。必要に応じて、マルテンサイトの下限を１０％、２０％、３０％、３５％または４０％としてもよく、マルテンサイトの上限を９０％、８０％、７０％、６５％または６０％としてもよく、フェライトの下限を１０％、２０％、３０％、３５％または４０％としてもよく、フェライトの上限を９０％、８０％、７０％、６５％または６０％としてもよく、マルテンサイトとフェライトの合計の下限を９０％または９５％としてもよく、残部組織中の残留オーステナイトを０％、パーライトを０％としてもよい。

（マルテンサイト：５％以上９５％未満）
本実施形態では、マルテンサイトが面積率で５％以上確保されていることが好ましい。これにより、十分な固溶炭素を確保することができ、その結果として焼付硬化性を高めることができる。このような効果を一層高めるためには、マルテンサイトが面積率で１０％以上確保されることが推奨される。

本発明において、マルテンサイトの面積率の測定は、以下のように行われる。まず、高強度鋼板又は衝撃吸収部材の圧延方向及び板厚方向に平行な断面を有する試料（ただし、衝撃吸収部材における圧延方向は不明であり、板厚方向に平行な断面であればよい。）を採取し、当該断面を研磨により鏡面に仕上げた面を観察面とする。この観察面のうち、鋼板表面から鋼板の厚さ（以下、「鋼板の厚さ」を「板厚」という。）の１／４の位置を中心とした１００μｍ×１００μｍの領域を観察領域とする。この観察領域をナイタール試薬で腐食する。腐食された観察領域を電界放射型走査型電子顕微鏡（ＦＥ－ＳＥＭ：Ｆｉｅｌｄ Ｅｍｉｓｓｉｏｎ－ Ｓｃａｎｎｉｎｇ Ｅｌｅｃｔｒｏｎ Ｍｉｃｒｏｓｃｏｐｅ）の２次電子像で１０００～５０００倍にて観察する。この観察領域において、組織内部に含まれるセメンタイトの位置およびセメンタイトの配列から、以下のようにして、マルテンサイトを同定する。

本実施形態においては、後述のとおり、高強度鋼板では、あるいは、この高強度鋼板にさらに冷間塑性加工、第１の熱処理工程および第２の熱処理工程が施されている衝撃吸収部材では、マルテンサイトラスの内部に析出物が析出する。このため、高強度鋼板においては、マルテンサイトラスの内部に析出物が析出していない「焼入れままのマルテンサイト」は殆どなく、多くのマルテンサイトには、マルテンサイトラスの内部に析出物が存在する。ここで、マルテンサイトラスと析出物との結晶方位関係が２種類以上あるため、生成した析出物は複数のバリアントを持つ。これら析出物の特徴を検出することにより、各組織を同定し、面積率を算出する。なお、上記の析出物がセメンタイトであることを確認する必要がある場合には、必要に応じて、数個の析出物をＳＥＭ－ＥＤＳ（Ｓｃａｎｎｉｎｇ Ｅｌｅｃｔｒｏｎ Ｍｉｃｒｏｓｃｏｐｅ－Ｅｎｅｒｇｙ Ｄｉｓｐｅｒｓｉｖｅ Ｘ－ｒａｙ Ｓｐｅｃｔｒｏｓｃｏｐｙ）などで分析し、析出物がセメンタイトであることを確認してもよい。さらに、バリアントの解析では析出物の大きさに応じて、ＴＥＭ－ＥＢＳＤ（電子後方散乱回折型透過型電子顕微鏡：Ｔｒａｎｓｍｉｓｓｉｏｎ Ｅｌｅｃｔｒｏｎ Ｍｉｃｒｏｓｃｏｐｅ－ Ｅｌｅｃｔｒｏｎ Ｂａｃｋ Ｓｃａｔｔｅｒｅｄ Ｄｉｆｆｒａｃｔｉｏｎ Ｐａｔｔｅｒｎ）あるいはＳＥＭ－ＥＢＳＤ（電子後方散乱回折型走査型電子顕微鏡：Ｓｃａｎｎｉｎｇ Ｅｌｅｃｔｒｏｎ Ｍｉｃｒｏｓｃｏｐｅ－Ｅｌｅｃｔｒｏｎ Ｂａｃｋ Ｓｃａｔｔｅｒｅｄ Ｄｉｆｆｒａｃｔｉｏｎ Ｐａｔｔｅｒｎ）による結晶方位の測定を行ってもよい。

高強度鋼板において、「焼き入れままのマルテンサイト」を含むマルテンサイトの面積率を厳密に測定したい場合、上記観察面と同様の観察面をレペラ液でエッチングする。レペラ液による腐食では、焼き入れままのマルテンサイトおよび残留オーステナイトは腐食されない。そのため、レペラ液によって腐食された観察領域をＦＥ－ＳＥＭで観察し、腐食されていない領域を焼き入れままのマルテンサイトおよび残留オーステナイトとする。そして、このようにして同定される「焼き入れままのマルテンサイト」および残留オーステナイトの合計面積率を算出する。

次に、Ｘ線回折法により、残留オーステナイトの面積率を測定する。具体的には、高強度鋼板の表面から板厚の１／４の位置面を露出させる。そして、このようにして露出した面にＭｏＫα線を照射し、ｂｃｃ相の（２００）面、（２１１）面、および、ｆｃｃ相の（２００）面、（２２０）面、（３１１）面の回折ピークの積分強度比を求める。この回折ピークの積分強度比から、残留オーステナイトの体積率を算出できる。この算出方法としては、一般的な５ピーク法を用いることができる。このようにして求めた残留オーステナイトの体積率を残留オーステナイトの面積率と見なす。「焼き入れままのマルテンサイト」および残留オーステナイトの合計面積率から、このようにして測定された残留オーステナイトの面積率を差し引くことにより、「焼入れままマルテンサイト」の面積率を算出することができる。このようにして算出された「焼入れままのマルテンサイト」を前述の（マルテンサイトラスに析出物が析出している）マルテンサイトの面積率と合計して、マルテンサイトの面積率としてもよい。

ただし、本発明の衝撃吸収部材には、高強度鋼板に第１の熱処理工程及び第２の熱処理工程が施されている。このため、衝撃吸収部材の金属組織には、マルテンサイトラスの内部に析出物が析出していない「焼入れままのマルテンサイト」は含まれない。したがって、衝撃吸収部材のマルテンサイトの面積率の測定時には、前述のようなレペラ液による腐食及びＸ線回折などを行う必要はない。

本実施形態では、マルテンサイト組織が含まれていればよく、ベイナイト、フェライト、パーライト、残留オーステナイトのいずれかもしくは複数含んでいてよい。すなわち、本実施形態では、各組織の分率のうち少なくともマルテンサイト分率が存在することが必須である。なお、高強度鋼板または衝撃吸収部材において、残留オーステナイトの面積率の測定方法は前述した通りである。また、ベイナイト、フェライトおよびパーライトの面積率を測定する場合、以下の方法による。

（ベイナイト）
ベイナイトの面積率を測定する場合、前述の（マルテンサイトラスに析出物が析出している）マルテンサイトの面積率の測定方法と同様に、ナイタール試薬で腐食された観察領域のＦＥ－ＳＥＭの２次電子像による１０００～５０００倍の観察において、組織内部に含まれる析出物の位置および析出物の配列から、以下のようにして、ベイナイトを同定し、その面積率を測定する。

ベイナイトは、ラス状の結晶粒の集合であり、内部に長径２０ｎｍ以上の鉄系炭化物もしくは残留オーステナイトを含まないもの、または、内部に長径２０ｎｍ以上の鉄系炭化物もしくは残留オーステナイトを含み、この炭化物が、単一のバリアント、即ち、同一方向に伸張した鉄系炭化物群に属するものである。ここで、同一方向に伸長した鉄系炭化物群とは、鉄系炭化物群の伸長方向の差異が５°以内であるものをいう。ベイナイトは、方位差１５°以上の粒界によって囲まれたベイナイトを１個のベイナイト粒として数える。なお、必要に応じて、ＴＥＭ－ＥＢＳＤあるいはＳＥＭ－ＥＢＳＤによる鉄炭化物およびベイナイト中のｂｃｃ組織の結晶方位の測定や、ＳＥＭ－ＥＤＳなどの方法により析出物の元素分析などを行い、析出物がセメンタイトであることを確認してもよい。

（フェライトおよびパーライト）
フェライトおよびパーライトの面積率を測定する場合、以下の方法による。まず、前述のマルテンサイトの面積率の測定と同様に、高強度鋼板又は衝撃吸収部材の圧延方向および板厚方向に平行な断面を有する試料を採取し、当該断面を研磨により鏡面に仕上げた面を観察する。この観察面のうち、鋼板表面から鋼板の厚さの１／４の位置を中心とした１００μｍ×１００μｍの領域を観察領域とする。この観察領域をＦＥ－ＳＥＭによって１０００～５０００倍で観察し、電子チャンネリングコントラスト像を得る。電子チャンネリングコントラスト像は、結晶粒の結晶方位差をコントラストの差として表示する像である。この電子チャンネリングコントラスト像において均一なコントラストの領域がフェライトであり、その面積率を求める。

続いて、上記観察面をナイタール試薬で腐食する。腐食された観察面のうち、鋼板表面から厚さの１／４の位置を中心とした１００μｍ×１００μｍの領域を観察領域とする。この観察領域をＦＥ－ＳＥＭの２次電子像で１０００～５０００倍にて観察し、観察像において白いコントラストで認められるセメンタイトが、列状あるいは層状に並んだ領域がパーライトであり、その面積率を求める。

なお、第１の熱処理工程及び第２の熱処理工程により、高強度鋼板に微量存在する可能性がある「焼入れままのマルテンサイト」が、前述の（マルテンサイトラスに析出物が析出している）マルテンサイトに変化することを除き、各金属組織の面積率の変化はない。このため、高強度鋼板のフェライト、パーライト、ベイナイトおよび残留オーステナイトの面積率は、衝撃吸収部材の各金属組織の面積率と同じと見做すことができる。また、前述のとおり「焼入れままのマルテンサイト」の面積率は０％であるか、または極めて微量であるため、高強度鋼板でのマルテンサイトの面積率の測定結果を、衝撃吸収部材でのマルテンサイトの面積率と見做してもよい。

＜高強度鋼板の製造方法＞
次に、本実施形態の衝撃吸収部材の素材としての高強度鋼板の好ましい製造方法について説明する。

以下の説明は、本実施形態の高強度鋼板を製造するための特徴的な方法の例示を意図するものであって、高強度鋼板を以下に説明するような製造方法によって製造されるものに限定することを意図するものではない。

本実施形態の高強度鋼板の好ましい製造方法は、上で説明した化学成分組成を有する溶鋼を鋳造してスラブを形成する工程、
前記スラブを１０５０℃以上１２５０℃以下の温度域で粗圧延する粗圧延工程であって、前記粗圧延が１パス当たりの圧下率が３０％以下のリバース圧延を２パス以上、１６パス以下で偶数回行うことを含み、１往復する際の２パス間の圧下率差が２０％以下であり、１往復内の偶数回の圧下率が奇数回の圧下率より５％以上高く、前記粗圧延の後５秒以上保持される粗圧延工程、
粗圧延された鋼板を８５０℃以上１０５０℃以下の温度域で仕上げ圧延する仕上げ圧延工程であって、前記仕上げ圧延が４つ以上の連続する圧延スタンドで行われ、第一スタンドの圧下率が１５％以上であり、仕上げ圧延された鋼板が４００℃以下の温度域で巻き取られる仕上げ圧延工程、
得られた熱延鋼板を１５％以上４５％以下の圧下率で冷間圧延する冷間圧延工程、および、
得られた冷延鋼板を１０℃／秒以上の平均加熱速度で昇温してＡｃ_１超Ａｃ_３未満℃の温度域で１０～１０００秒間保持し、次いで１０℃／秒以上の平均冷却速度で７０℃以下まで冷却する焼鈍工程、
を含む。以下、各工程について説明する。

（スラブの形成工程）
先ず、上で説明した高強度鋼板の化学成分組成を有する溶鋼を鋳造し、粗圧延に供するスラブを形成する。鋳造方法は、通常の鋳造方法でよく、連続鋳造法、造塊法などを採用できるが、生産性の点で、連続鋳造法が好ましい。

（粗圧延工程）
スラブを、粗圧延の前に、１０００℃以上１３００℃以下の溶体化温度域に加熱するのが好ましい。加熱保持時間は特に規定しないが、スラブ中心部まで所定の温度にするために、加熱温度に３０分間以上保持することが好ましい。加熱保持時間は、過度のスケールロスを抑制するため、１０時間以下が好ましく、５時間以下がより好ましい。鋳造後のスラブの温度が１０５０℃以上１２５０℃以下であれば、該温度域に加熱保持せず、そのまま粗圧延に供し、直送圧延又は直接圧延を行ってもよい。

次に、スラブにリバース圧延で粗圧延を施すことで、スラブの形成工程において凝固時に形成したスラブ中のＳｉ偏析部を、一方向に伸びる板状の偏析部にすることなく、均一構造にすることができる。このような均一構造を有するＳｉ含有量分布の形成についてより詳しく説明すると、まず、粗圧延を開始する前のスラブにおいては、Ｓｉ等の合金元素が濃化した部分が、スラブの両方の表面から内部に向かって櫛状の形態でほぼ垂直に複数並んでいる状態になっている。

一方、粗圧延では、圧延の１パスごとに、スラブの表面は圧延の進行方向に伸ばされることとなる。なお、圧延の進行方向とは、圧延ロールに対してスラブが進行していく方向である。そして、このようにスラブの表面が圧延の進行方向に伸ばされることにより、スラブの表面から内部に向かって成長しているＳｉ偏析部は、圧延の１パスごとにスラブの進行方向に傾斜した状態にされる。

ここで、粗圧延の各パスにおけるスラブの進行方向が常に同じ方向であるいわゆる一方向圧延の場合、Ｓｉ偏析部は、ほほ真っ直ぐな状態を保ったまま、パスごとに同じ方向に向かって徐々に傾斜が強くなっていく。そして、粗圧延の終了時には、Ｓｉ偏析部は、ほぼ真っ直ぐな状態を保ったまま、スラブの表面に対してほぼ平行な姿勢となり、扁平なミクロ偏析が形成されてしまう。

一方、粗圧延の各パスにおけるスラブの進行方向が交互に反対の方向となるリバース圧延の場合は、直前のパスで傾斜させられたＳｉ偏析部が、次のパスでは逆の方向に傾斜させられることとなり、その結果、Ｓｉ偏析部は折れ曲がった形状となる。このため、リバース圧延においては、交互に反対の方向となる各パスが繰り返し行われることにより、Ｓｉ偏析部が交互に折れ曲がったジグザグ形状となる。

このように交互に折れ曲がったジグザグ形状が複数並ぶと、板状のミクロ偏析は消失し、均一に入り組んだＳｉ含有量分布となる。このような構造をとることにより、後工程での熱処理によってＳｉがさらに拡散しやすくなり、より均一なＳｉ含有量を有する熱延鋼板を得ることができる。なお、上記のリバース圧延により、鋼板全体にわたって均一に入り組んだＳｉ含有量分布となるため、このような均一構造は、圧延方向に平行な板厚断面だけでなく、圧延方向が法線となる板厚断面においても同様に形成される。

粗圧延温度域が１０５０℃未満であると、粗圧延の最終パスにおいて、８５０℃以上で仕上げ圧延を完了することが難しくなり、形状不良となるので、粗圧延温度域は１０５０℃以上が好ましい。より好ましくは１１００℃以上である。粗圧延温度域が１２５０℃を超えると、スケールロスが増大する上、スラブ割れが発生する懸念が生じるので、粗圧延温度域は１２５０℃以下が好ましい。

粗圧延における１パス当たりの圧下率が３０％を超えると、圧延時の剪断応力が大きくなって、Ｓｉ偏析部が不均一になり、均一構造にすることができない。したがって、粗圧延における１パス当たりの圧下率は３０％以下とする。圧下率が小さいほど、圧延時の剪断歪みが小さくなり、均一構造にできるので、圧下率の下限は特に定めないが、生産性の観点から、１０％以上が好ましい。

Ｓｉ含有量分布を均一構造にするためには、リバース圧延は２パス以上が好ましく、より好ましくは４パス以上である。ただし、１６パスを超えて施すと十分な仕上げ圧延温度を確保することが難しくなるので、１６パス以下とする。また、進行方向が互いに反対の方向となる各パスは、同じ回数ずつ行われること、すなわち合計のパス回数を偶数回とすることが望ましい。しかしながら、一般の粗圧延ラインでは、粗圧延の入側と出側はロールを挟んで反対側に位置する。このため、粗圧延の入側から出側に向かう方向のパス（圧延）が一回多くなる。そうすると、最後のパス（圧延）でＳｉ偏析部が扁平な形状となり、均一構造が形成されにくくなる。このような、熱間圧延ラインで粗圧延をする場合には、最後のパスはロール間を開けて圧延を省略することが好ましい。

リバース圧延において、１往復の圧延に含まれる２パス間の圧下率に差があると、形状不良が生じやすく、またＳｉ偏析部が不均一になり、均一構造にすることができない。そのため、粗圧延時、リバース圧延の１往復に含まれる２パス間の圧下率差は９～２０％以下とする。好ましくは１０％以上である。

後述するように、再結晶組織を微細化するためには、仕上げ圧延におけるタンデムの多段圧延が有効であるが、タンデム圧延によって、扁平なミクロ偏析が形成されやすくなる。タンデムの多段圧延を利用するためには、リバース圧延における偶数回の圧下率を奇数回の圧下率より大きくし、その後のタンデム圧延で形成されるミクロ偏析を制御しなければならない。その効果はリバース圧延の１往復において、偶数回（復路）の圧下率が奇数回（往路）の圧下率より５％以上高くなると顕著になる。そのため、リバース圧延の１往復において、偶数回の圧下率が奇数回の圧下率より５％以上高くすることが好ましい。

粗圧延におけるリバース圧延によって生成したＳｉの複雑構造をオーステナイト粒界移動によって均一にするためには、粗圧延から仕上げ圧延までに５秒以上保持することが好ましい。

（仕上げ圧延工程）
粗圧延におけるリバース圧延の後、仕上げ圧延におけるタンデム圧延の圧下率を大きくすることによって、デンドライト二次アームに起因するＳｉ偏析帯の間隔を狭小化するために、仕上げ圧延は４つ以上の連続する圧延スタンドで行われることが好ましい。仕上げ圧延温度が８５０℃未満であると、再結晶が十分に起きず、圧延方向に延伸した組織となり、後工程で、延伸組織に起因した板状組織が生成するので、仕上げ圧延温度は８５０℃以上が好ましい。より好ましくは９００℃以上である。一方、仕上げ圧延温度が１０５０℃を超えると、オーステナイトの微細な再結晶粒が生成しにくくなり、粒界のＳｉ偏析が困難となり、Ｓｉ偏析帯が扁平となりやすくなる。そのため、仕上げ圧延温度は１０５０℃以下が好ましい。なお、適正温度であれば、必要に応じて、粗圧延された鋼板を粗圧延工程の後でかつ仕上げ圧延工程の前に加熱してもよい。さらに、仕上げ圧延の第一スタンドの圧下率を１５％以上にすると、再結晶粒が多量に生成し、その後の粒界移動によって、Ｓｉが均一に分散しやすくなる。このように、粗圧延工程だけでなく、仕上げ圧延工程を限定することによって、扁平なＳｉのミクロ偏析を抑制できる。

巻取温度が４００℃を超えると、内部酸化によって表面性状が低下するので、巻取温度は４００℃以下が好ましい。鋼板組織を、マルテンサイト又はベイナイトの均質組織とすると、焼鈍で、均質な組織を形成し易いので、巻取温度は３００℃以下がより好ましい。

（冷間圧延工程）
仕上げ圧延工程において得られた熱延鋼板を、酸洗後、冷間圧延に供し、冷延鋼板とする。マルテンサイトのラスを維持するため、圧下率は１５％以上４５％以下が好ましい。なお、酸洗は、通常の酸洗でよい。

（焼鈍工程）
上記冷間圧延工程を経て得られた鋼板に、焼鈍処理を施す。焼鈍温度での加熱は、１０℃／秒以上の平均加熱速度で昇温し、Ａｃ_１超Ａｃ_３未満℃の温度域で、１０～１０００秒加熱保持とする。この温度範囲と焼鈍時間は、鋼板を所望のオーステナイト分率とするためのものである。保持温度がＡｃ_３℃以上又は焼鈍時間が１０００秒超になると、オーステナイト粒径が粗大化し、ラス幅が大きいマルテンサイトになってしまい、靱性が低下する。従って、焼鈍温度はＡｃ_１超Ａｃ_３未満、焼鈍時間は１０～１０００秒とする。

なお、Ａｃ_１点およびＡｃ_３点は次の式により計算する。下記式における元素記号には当該元素の質量％を代入する。含有しない元素については０質量％を代入する。
Ａｃ₁＝７５１－１６×Ｃ＋３５×Ｓｉ―２８×Ｍｎ－１６×Ｎｉ＋１３×Ｃｒ－６×Ｃｕ＋３×Ｍｏ
Ａｃ_３＝８８１－３３５×Ｃ＋２２×Ｓｉ―２４×Ｍｎ－１７×Ｎｉ－１×Ｃｒ－２７×Ｃｕ＋４１×Ｍｏ

焼鈍温度保持後、冷却は５℃／秒以上の平均冷却速度で行う。組織を凍結し、マルテンサイト変態を効率的に引き起こすためには、冷却速度は速いほうがよい。ただし、５℃／秒未満ではマルテンサイトが十分に生成せず、所望の組織に制御できない。よって、５℃／秒以上とする。焼鈍保持後、上記冷却速度を保持できれば、冷却途中にめっき工程を付加してもよい。

冷却停止温度は２５０～６００℃、好ましくは４００～６００℃、より好ましくは４３０～４７０℃とする。これは、冷却によって５％以上９５％未満のマルテンサイトを生成させるためである。冷却停止温度を４００～６００℃とすると、マルテンサイト分率を９０％以下とすることができる。一方、６００℃より高い温度で冷却停止すると、面積率で５％以上のマルテンサイトを確保することができなくなる。また、冷却停止温度を２５０℃より低い温度とすると、マルテンサイト分率が９５％以上となり、本願の適用範囲外となる。そのため、マルテンサイト分率を本願の範囲、５％以上９５％未満とすることができるように、冷却停止温度は２５０～６００℃、好ましくは４００～６００℃、より好ましくは４３０～４７０℃とする。このような冷却停止温度とすることで、フェライト変態開始後にマルテンサイト変態が行われる。平均冷却速度で５℃／秒以上での２５０～６００℃への冷却後は、通常の空冷（例えば、冷却速度で１℃／秒以下）で室温まで冷却する。ただし、後述の高強度鋼板の製造工場で第１の熱処理を行う場合、平均冷却速度で５℃／秒以上での２５０～６００℃への冷却後は、１０秒以上１０００秒以下保持された後、後述の第１の熱処理が行なわれる。

なお、特許文献６として挙げたＷＯ２０２０／０２２４８１号公報に記載の鋼板と本願の鋼板とでは、冷却停止温度が異なっている。上記文献に記載の鋼板の冷却停止温度（１００℃以下）と比べて、本願の鋼板の冷却停止温度（２５０～６００℃）は、より高い。特許文献６によると、マルテンサイトを面積率で９５％以上とするためには、冷却停止温度は１００℃以下とする必要があるが、本願のようにマルテンサイトを面積率で９５％未満とするためには、２５０～６００℃という高い冷却停止温度とする必要がある。

このようにして、本発明の実施形態に係る高強度鋼板を製造することができる。本発明の実施形態に係る高強度鋼板は、冷間塑性加工用鋼板であるとして説明してきた。前記の製造条件が満たされる限り、冷間塑性加工用鋼板に、溶融めっき（合金化溶融めっきを含む。）を施してもよい。しかしながら、冷間圧延後に溶融めっきが施された鋼板つまり、溶融めっき鋼板または合金化溶融めっき鋼板を排除し、冷間塑性加工用鋼板だけとしてもよい。

＜高強度鋼板から衝撃吸収部材を製造する方法＞
次に、上記の焼鈍工程（最終焼鈍）を経て完成した高強度鋼板から衝撃吸収部材（フロントサイドメンバ１およびセンターピラー１２）を製造する方法の一例を説明する。なお、以下では、衝撃吸収部材としてフロントサイドメンバ１およびセンターピラー１２を総称していうときに、「衝撃吸収部材１，１２」ともいう。

本実施形態における、高強度鋼板から衝撃吸収部材１，１２を製造する好ましい方法は、最終焼鈍後の高強度鋼板に冷間塑性加工を施して、衝撃吸収部材１，１２を製造する方法である。
この方法は、
鋼板に、下記式（１）を満たす温度Ｔ１で、６０～９００秒保持する熱処理を施す、第１の熱処理工程と、
前記熱処理後の前記鋼板に、冷間塑性加工を施して鋼部材とする、冷間塑性加工工程と、
前記鋼部材に、８０～２００℃の温度Ｔ２で、３００～１８００秒保持する熱処理を施す、第２の熱処理工程とを含み、
前記鋼板が、面積分率で５％以上９５％未満のマルテンサイトを含み、引張強さ７８０ＭＰａ以上、かつ、板の厚さ方向断面におけるＳｉ含有量の最大値Ｃｍａｘ（単位：質量％）と最小値Ｃｍｉｎ（単位：質量％）の比Ｃｍａｘ／Ｃｍｉｎが１．２５以下である、
衝撃吸収部材の製造方法である。
８０×Ｓｉ＋１００≦Ｔ１≦１２５×Ｓｉ＋２５０・・・（１）
ただし、上記式（１）中のＳｉは、前記鋼板中のＳｉ含有量（質量％）を意味する。本実施形態では、第１の熱処理の鋼板は、Ｄｕａｌ－Ｐｈａｓｅ鋼板としてもよい。

以下、各工程について、上述した製造方法によって製造された高強度鋼板１１０から衝撃吸収部材１，１２を製造する流れに沿って説明する。

図４～図６は、それぞれ、高強度鋼板１１０から衝撃吸収部材１，１２を製造する工程を示す模式図である。図４は、高強度鋼板１１０を製造する製鉄所１０１で第１の熱処理工程が行われる場合を示している。図５は、コイルセンター１０２で第１の熱処理工程が行われる場合を示している。図６は、衝撃吸収部材１，１２の部品工場１０３（成形工場）で第１の熱処理工程が行われる場合を示している。

＜高強度鋼板の製造工場で第１の熱処理工程が行われる場合＞
図４を参照して、高強度鋼板１１０の製鉄所１０１は、例えば、高炉または電炉を用いて生成された溶鋼から高強度鋼板１１０を製造する製鉄所である。最終焼鈍を施された高強度鋼板１１０は、巻き取られてコイル１１１となる前に、製鉄所１０１に設置された加熱炉１１２において、第１の熱処理工程を施される。第１の熱処理工程は、例えば焼戻し工程である。

加熱炉１１２における高強度鋼板１１０の温度Ｔ１は、上述した式（１）の範囲に設定される。第１の熱処理工程における温度Ｔ１が上記の下限以上であることにより、析出物の長径が０．０５μｍ以上であるという効果を得られる。また、温度Ｔ１が上記の上限以下であることにより、個数密度が高く、析出物の長径が０．６０μｍ以下であるという効果を得られる。

第１の熱処理工程では、高強度鋼板１１０は、上記式（１）の範囲内での一定の温度Ｔ１で、６０～９００秒保持される。第１の熱処理工程における温度Ｔ１の保持時間が上記の下限以上であることにより、安定的に鉄炭化物を析出させる効果を得られる。また、温度Ｔ１の保持時間が上記の上限以下であることにより、個数密度が高く、析出物の長径が０．６０μｍ以下であるという効果を得られる。次に、第１の熱処理の後に発現する高強度鋼板１１０の性質について、説明する。

（長径が０．０５～０．６０μｍでアスペクト比１：３以上の析出物が３０個／μｍ²以上の個数密度）
本実施形態では、第１の熱処理によって、長径が０．０５μｍ以上０．６０μｍ以下でアスペクト比１：３以上の析出物を３０個／μｍ²以上の個数密度有する高強度鋼板１１０を得ることが可能となる。本実施形態において、アスペクト比とは、析出物の最も長い径（長径）とそれに直交する当該析出物の径のうち最も長い径（短径）との比を言うものである。なお、析出物としては、上記の長径及びアスペクト比の要件を満たすものであればよく特に限定されないが、例えば、炭化物等が挙げられる。とりわけ、本実施形態では、析出物は鉄炭化物を含むかまたは鉄炭化物からなる場合がある。本実施形態によれば、このような析出物を組織中に比較的多く含むことにより、例えば転位同士が絡まることで生じる転位のセル化を抑制して、焼付硬化時に拡散する炭素等に起因して固着する転位の量を増加させることができ、その結果として焼付硬化量を顕著に高めることが可能となる。このような知見は従来知られておらず、極めて意外であり、また驚くべきことである。なお、マルテンサイト内に生成される転位セルの大きさは約数十ｎｍ以上数百ｎｍ以下である。よって、転位セルの生成を抑制するためには、同じくらいの析出物の大きさが必要である。長径が０．０５μｍ未満であると、転位のセル化の形成を抑制することができない。よって、析出物の長径は０．０５μｍ以上とするのがよい。より好ましくは０．１０μｍ以上である。また、長径が０．６０μｍより大きいと、析出物が粗大化し固溶炭素量を大きく減少させてしまい、焼付硬化量を減少させる。そのため、析出物の長径は０．６０μｍ以下とするのがよい。より好ましくは、０．５０μｍ以下である。

析出物の形状は球状より、針状であるほうがよく、アスペクト比１：３以上であることが好ましい。アスペクト比が１：３未満であると、析出物の形状は球状とみなされ、転位セルの生成を抑制できない。よって、アスペクト比は１：３以上とする。より好ましくは１：５以上である。

析出物の析出箇所はラス内が好ましい。これは転位セルが最も容易に形成される箇所がラス内であり、ラス間に転位セルはほとんど見られないためである。ここで、ラスとは、マルテンサイト変態により旧オーステナイト粒界内に生成される組織を言うものである。理解を容易にするため、図３に、本実施形態に係る衝撃吸収部材の素材としての高強度鋼板における析出物の析出状態を示すイメージ図を与える。図３を参照すると、均一構造８１を有するＳｉのミクロ偏析中の旧オーステナイト粒界８２内に生成されたラス組織８３において、ラス８４間ではなくラス８４内の全面に均一に針状の析出物８５が析出していることがわかる。

析出物８５の個数密度は好ましくは３０個／μｍ²以上とする。析出物８５の個数密度が３０個／μｍ²未満であると、予ひずみによって転位が導入され動く際、転位が析出物と出会う前に他の転位と相互作用し、転位セルが形成されてしまう。そのため、析出物８５の個数密度は３０個／μｍ²以上とするのがよい。より好ましくは４０個／μｍ²以上とする。

本実施形態において、上記析出物８５の形態及び個数密度は、電子顕微鏡による観察によって決定され、例えばＴＥＭ（透過型電子顕微鏡）観察によって測定する。具体的には、鋼板の表面から当該鋼板の厚さの３／８位置から１／４位置までの領域から薄膜試料を切り出し明視野で観察する。１万倍から１０万倍の適度な倍率によって、１μｍ²を切り出し、長径が０．０５μｍ以上０．６０μｍ以下でアスペクト比１：３以上の析出物８５を数えて求める。このとき、薄膜試料の厚さを３０ｎｍとして換算した単位面積当たりの個数を数える。この作業を連続した５視野以上で行い、その平均を個数密度とする。
なお、本実施形態の高強度鋼板１１０は、長径が０．０５～０．６０μｍでアスペクト比１：３以上の析出物が３０個／μｍ²以上の個数密度という要件を満たしているが、この高強度鋼板１１０を用いて製造された衝撃吸収部材の析出物もこの要件を満たしている。

以下、高強度鋼板１１０から衝撃吸収部材１，１２を製造する流れの続きを説明する。

第１の熱処理工程が施された高強度鋼板１１０は、製鉄所１０１において巻き取られてコイル１１１となる。コイル１１１は、製鉄所１０１からコイルセンター１０２へ出荷される。コイルセンター１０２は、コイル１１１を保管し、注文を受けたコイル１１１を部品工場１０３へ出荷する。

部品工場１０３は、コイル１１１から衝撃吸収部材１，１２を成形する工場である。この部品工場１０３で行われる各工程は、一つの工場を部品工場１０３として用いて行われてもよいし、一または複数の工程毎に異なる工場を用い、これら異なる複数の工場を全体として部品工場１０３として用いてもよい。

部品工場１０３では、まず、入荷したコイル１１１を巻き戻し、曲げ矯正を行って平坦な高強度鋼板１１０に戻す。次に、この高強度鋼板１１０にブランキング加工を施す。ブランキング加工により、衝撃吸収部材１，１２用のブランク１１５が成形される。例えば、ブランキング用のプレス機１１４によって、ブランク１１５が成形される。なお、実際には、フロントサイドメンバ１の第１半部２０および第２半部３０、センターピラーベース１６の第３半部４０および第４半部５０、ならびに、センターピラー本体１７の第５半部６０および第６半部７０のそれぞれの形状に対応したブランクが形成される。本実施形態では、各半部２０，３０，４０，５０，６０，７０のそれぞれに対応するブランクを、総称してブランク１１５という。

次に、ブランク１１５を冷間塑性加工することで、焼付塗装される前の半部２０，３０，４０，５０，６０，７０を成形する。具体的には、ブランク１１５に冷間塑性加工として、ドロー成形（絞り成形）またはフォーム成形を施すことで、焼付塗装される前の半部２０，３０，４０，５０，６０，７０としての鋼部材１１７を成形する。ドロー成形は、例えばドロー成形機１１６を用いて成形される。

ドロー成形機１１６は、パンチ１１６ａと、ダイ１１６ｂと、ダイ１１６ｂと協働してブランク１１５の端部を押さえるブランクホルダ１１６ｃと、を有している。ドロー成形では、ブランク１１５の端部がダイ１１６ｂおよびブランクホルダ１１６ｃで拘束された状態でブランク１１５が成形されるので、ブランク１１５を成形した後の鋼部材１１７において、屈曲部１１７ａおよび壁部１１７ｂの双方に予ひずみが付与される。

フォーム成形機１１８は、パンチ１１８ａと、ダイ１１８ｂと、パンチ１１８ａと協働してブランク１１５の中間部を挟むパッド１１８ｃと、を有している。フォーム成形では、ブランク１１５の端部がダイ１１８ｂに拘束されないので、ブランク１１５を成形した後の鋼部材１１７において、パンチ１１８ａおよびダイ１１８ｂに挟まれている箇所の近傍の屈曲部１１７ａには予ひずみが付与される一方、当該屈曲部１１７ａ以外の箇所には実質的に予ひずみは付与されない。

本実施形態では、軸圧潰部品としてのフロントサイドメンバ１においては、焼付塗装前の第１半部２０および焼付塗装前の第２半部３０の双方が、ブランク１１５をドロー成形によって鋼部材１１７とすることで成形される。また、曲げ部品としてのセンターピラー１２について、短スパン部材としてのセンターピラーベース１６は、焼付塗装前の第３半部４０および第４半部５０のうち少なくとも第３半部４０（幅方向Ｙの外側部材）が、ブランク１１５をドロー成形によって鋼部材１１７とすることで成形される。

一方、センターピラー１２のうち、長スパン部材としてのセンターピラー本体１７は、焼付塗装前の第５半部６０および第６半部７０のうち少なくとも第５半部６０（幅方向Ｙの外側部材）が、ブランク１１５をフォーム成形によって鋼部材１１７とすることで成形される。

図２（Ａ）を参照して、このように、ドロー成形された第１半部２０、第２半部３０、および、第３半部４０（より正確には、対応する第１半部２０、第２半部３０、および、第３半部４０を構成する複数の成形品１１７）においては、丸印および三角印を付されている箇所としての、第１稜線部２２，３２，４２と、壁部２１，３１，４３の中央部２７，３７，４７と、第２稜線部２４，３４，４４のそれぞれにおいて、予ひずみが付与されている。予ひずみは、少なくとも２％である。ドロー成形におけるパンチ１１６ａの動作量等の成形条件を制御し、予ひずみを２％以上付与することで、焼付硬化量を十分に大きくできる。焼付硬化は、冷間塑性加工（予ひずみ）によって鋼板に入る転位（塑性変形の素過程となる線欠陥）に、侵入型元素（主に炭素）が移動・固着することでその運動を阻害し、強度が上昇する現象で、ひずみ時効とも呼ばれる。

図２では、稜線部において予ひずみが付与されている箇所を○印で示し、壁部において予ひずみが付与されている箇所を△印で示している。但し、第３半部４０の第２稜線部４４は、側面衝突時において衝撃吸収エネルギーに大きな影響を与える箇所ではないので、予ひずみを付与されていなくてもよい。

一方、フォーム成形された第５半部６０においては、丸印を付されている箇所としての第１稜線部６２において予ひずみが付与されている。フォーム成形においても、ドロー成形の場合と同様に、パンチ１１８ａの動作量等の成形条件を制御することで予ひずみを付与している。一方、第２壁部６３の中央部６７、および、第２稜線部６４のそれぞれにおいて、実質的に予ひずみは付与されていない。

なお、第４半部５０および第６半部７０（センターピラー１２における幅方向Ｙの内側半部）は、ドロー成形によって成形されてもよいし、フォーム成形によって成形されてもよい。

再び図４を参照して、冷間塑性加工（プレス成形加工）の後、鋼部材１１７を用いて、衝撃吸収部材１，１２を含む車体１００の組立作業が行われる。具体的には、第１半部２０となる鋼部材１１７と第２半部３０となる鋼部材１１７とが互いにフランジ接合されることで、フロントサイドメンバ１用の鋼部材１１７のユニットが成形される。すなわち、塗装および焼付硬化処理が施されることでフロントサイドメンバ１となる中間体が成形される。また、第３～第６半部３０，４０，５０，６０，７０となる鋼部材１１７が互いに接合されることで、センターピラー１２用の鋼部材１１７のユニットが成形される。すなわち、塗装および焼付硬化処理が施されることでセンターピラー１２となる中間体が成型される。そして、これらの衝撃吸収部材１，１２用の鋼部材１１７のユニットが他の車体部材と組み合わされることで、車体１００が組み立てられる。

次に、組み立てられた車体１００に塗装が施される。この塗装は、例えば、電着塗装と、中塗り塗装と、上塗り塗装（ベースおよびクリヤー塗装）の、３種類の塗装を含む。塗装には、水性塗料または溶剤塗料が用いられる。電着塗装工程では、塗料を溜めた電着槽に車体１００を沈めた状態で、車体１００の表面全体に電着塗装が施される。また、中塗り塗装工程では、塗装ロボットまたは工員による手作業によって、スプレーノズルから塗料を車体１００に噴霧することで、車体１００の表面全体に中塗り塗装が施される。また、上塗り塗装工程では、塗装ロボットまたは工員による手作業によって、スプレーノズルから塗料が車体１００に噴霧されることで、車体１００の表面全体に上塗り塗装が施される。これにより、車体１００の表面は、１００μｍ程度の厚みの塗装膜で構成される。

上述の塗装工程には、第２の熱処理工程が含まれている。第２の熱処理は、塗装膜を車体１００の母材（鋼板）に焼き付けるための焼付乾燥処理であり、且つ、鋼板を焼付硬化させる処理である。第２の熱処理工程は、塗装工程のうち、電着塗装の後で且つ中塗り塗装の前に行われてもよいし、複数回行われる中塗り塗装と中塗り塗装の間に行われてもよいし、中塗り塗装の後で且つ上塗り塗装の前に行われてもよいし、複数回行われる上塗り塗装と上塗り塗装の間に行われてもよいし、上塗り塗装の後に行われてもよい。

第２の熱処理工程では、乾燥炉１１９に車体１００が搬入される。乾燥炉１１９内における車体１００の温度Ｔ２は、上述したように、８０℃～２００℃の範囲に設定される。第２の熱処理工程における温度Ｔ２が上記の下限以上であることにより、塗料を車体１００の鋼板に確実に焼き付けることができ、且つ、車体１００を構成する鋼板に、より確実に硬化処理を施すことができる。また、温度Ｔ２が上記の上限超であると、自動車の製造工程のコストを高めてしまう。そのため、保持温度の上限は２００℃以下とする。

乾燥炉１１９内における車体１００の保持時間は、上述したように、３００～１８００秒の範囲に設定される。第２の熱処理工程における保持時間が上記の下限以上であることにより、塗料を車体１００の鋼板に確実に焼き付けることができ、且つ、車体１００を構成する鋼板に、より確実に硬化処理を施すことができる。また、保持時間が１８００秒超であると、自動車の製造工程のコストを高めてしまう。そのため、保持時間は１８００秒以下とする。

第２の熱処理工程では、車体１００の鋼板は、上記温度範囲内での一定の温度Ｔ２で、３００～１８００秒連続して保持される。第２の熱処理工程における温度Ｔ２の保持時間が上記の下限以上であることにより、塗料が焼付されるという効果を得られる。また、温度Ｔ２の保持時間が上記の上限超である場合、自動車の製造コストが高まる。そのため、T２の保持時間は１８００秒以下とする。

以上の第２の熱処理工程を含む塗装工程を経ることで、衝撃吸収部材１，１２を含む車体１００が完成する。

＜コイルセンターで第１の熱処理工程が行われる場合＞
図５を参照して、製鉄所１０１で最終焼鈍を施された高強度鋼板１１０は、製鉄所１０１において巻き取られてコイル１１１となる。コイル１１１は、製鉄所１０１からコイルセンター１０２へ出荷される。コイルセンター１０２では、コイル１１１を巻き戻す。そして、巻き戻された高強度鋼板１１０を、コイルセンター１０２に設置された加熱炉１１２で加熱することで、第１の熱処理が行われる。このときの第１の熱処理工程は、図４を参照しながら前述した内容（製鉄所１０１での第１の熱処理）と同じである。なお、コイルセンター１０２で第１の熱処理工程が行われる場合、コイル１１１から巻き戻された後、さらに曲げ矯正されて平坦になった高強度鋼板１１０に第１の熱処理工程が行われてもよい。第１の熱処理が施された高強度鋼板１１０は、再び巻かれてコイル１１１となり、部品工場１０３へ出荷される。

コイルセンター１０２から入荷した高強度鋼板１１０を用いて、車体１００が製造される部品工場１０３での工程は、図４を参照しながら前述した内容と同じあるので、詳細な説明は省略する。部品工場１０３において、前述の第２の熱処理工程を含む塗装工程を経ることで、車体１００が完成する。

＜部品工場で第１の熱処理工程が行われる場合＞
図６を参照して、製鉄所１０１で完成した高強度鋼板１１０は、製鉄所１０１において巻き取られてコイル１１１となる。コイル１１１は、製鉄所１０１からコイルセンター１０２へ出荷され、その後、部品工場１０３へ出荷される。

部品工場１０３では、コイル１１１を巻き戻し、曲げ矯正を行って平坦にすることでコイル１１１が平坦なシート状の高強度鋼板１１０に戻される。次に、シート状の高強度鋼板１１０にブランキング加工を施すことで、衝撃吸収部材１，１２用のブランク１１５を成形する。

次に、ブランク１１５に第１の熱処理を施す。この場合、部品工場１０３に設置された加熱炉１１２でブランク１１５に第１の熱処理を施す。このときの第１の熱処理工程は、図４を参照しながら前述した内容と同じである。なお、部品工場１０３で第１の熱処理工程が行われる場合、ブランク１１５に成形される前のシート状の高強度鋼板１１０に第１の熱処理が行われてもよい。ブランキング加工および第１の熱処理後の処理工程（冷間塑性加工工程後の工程）は、図４を参照して説明したのと同じであるので、説明を省略する。

以上の第２の熱処理工程を含む塗装工程を経ることで、車体１００が完成する。

以上説明したように、本実施形態によると、最終焼鈍の後、第１の熱処理（焼戻し処理）が行われ、その後、第２の熱処理（焼付硬化処理）が行われることで、第２の熱処理時における鋼板（鋼部材１１７）の焼付硬化量をより大きくできる。その結果、成形加工（冷間塑性加工等）時には比較的軟質で成形しやすく、成形加工後、塗装焼付時の焼付硬化量が大きく、焼付硬化後の状態において衝撃吸収エネルギーを大きくでき、且つ、素材である鋼板を薄くできる衝撃吸収部材１，１２を製造できる。

また、本実施形態によると、センターピラー１２における長スパン部材としてのセンターピラー本体１７の第５半部６０は、鋼部材１１７にフォーム成形を施されることで形成されている。この構成であれば、自動車の側面衝突時において、センターピラー本体１７のうち、曲げ変形を生じることで衝撃吸収エネルギーを生じる第５半部６０の第１稜線部６２に予ひずみを付与できる。これにより、当該第１稜線部６２の焼付硬化処理（第２の熱処理）によって、第１稜線部６２の焼付硬化量を十分に高くできる。その結果、自動車の側面衝突時によってセンターピラー本体１７が曲げ変形したときに実質的に塑性変形する第１稜線部６２での衝撃吸収エネルギーをより高くできる。しかも、フォーム成形であれば、ブランク１１５の外周縁部を拘束せずに当該ブランク１１５を鋼部材１１７に成形する。このため、予ひずみを付与したい箇所（第１稜線部６２）以外に余計な負荷をかけずに済む。

また、本実施形態によると、センターピラー１２における短スパン部材としてのセンターピラーベース１６の第３半部４０は、鋼部材１１７にドロー成形を施されることで形成されている。この構成であれば、自動車の側面衝突時において、センターピラーベース１６のうち、高さ方向Ｚと直交する断面での閉断面が潰れるような変形を生じることで衝撃吸収エネルギーを生じる第３半部４０において、稜線部および壁部、特に、第１稜線部４２および第２壁部４３の双方に予ひずみを付与できる。これにより、当該第１稜線部４２および第２壁部４３の焼付硬化処理（第２の熱処理）によって、第１稜線部４２および第２壁部４３の焼付硬化量を十分に高くできる。その結果、自動車の側面衝突時によってセンターピラーベース１６が潰れ変形したときに実質的に塑性変形する第１稜線部４２および第２壁部４３での衝撃吸収エネルギーをより高くできる。

また、本実施形態によると、軸圧潰部品としてのフロントサイドメンバ１の第１半部２０および第２半部３０は、鋼部材１１７にドロー成形を施されることで形成されている。この構成であれば、自動車前面衝突時において、長さ方向Ｘに潰れることで衝撃吸収エネルギーを生じる第１半部２０および第２半部３０のそれぞれにおいて、稜線部および壁部、特に、第１稜線部２２，３２、第２壁部２３，３３、および、第２稜線部２４，３４の全てに予ひずみを付与できる。これにより、当該第１稜線部２２，３２、第２壁部２３，３３、および、第２稜線部２４，３４の焼付硬化処理（第２の熱処理）によって、第１稜線部２２，３２、第２壁部２３，３３、および、第２稜線部２４，３４の焼付硬化量を十分に高くできる。その結果、自動車の側面衝突時によってフロントサイドメンバ１が圧潰変形したときの衝撃吸収エネルギーをより高くできる。

また、本実施形態によると、第１の熱処理（焼戻し処理）を、製鉄所１０１において、最終焼鈍後で且つコイル１１１に巻き取る前の高強度鋼板１１０に実施する場合がある。この場合、高強度鋼板１１０の製造時に第１の熱処理も製鉄所１０１でまとめて行うことができる。

また、本実施形態によると、第１の熱処理（焼戻し処理）を、コイルセンター１０２において、コイル１１１から巻き戻された後の高強度鋼板１１０に実施する場合がある。この場合、製鉄所１０１と部品工場１０３の間の流通過程において、第１の熱処理をコイルセンター１０２で行うことができる。

また、本実施形態によると、第１の熱処理（焼戻し処理）を、部品工場１０３において、ブランキングされた後のブランク１１５（鋼板）に実施する場合がある。この場合、シート状の高強度鋼板１１０を加工する際に、第１の熱処理も部品工場１０３においてまとめて行うことができる。

また、本実施形態によると、第１の熱処理が、Ｄｕａｌ－Ｐｈａｓｅ鋼板である高強度鋼板１１０に実施される。この場合、７８０ＭＰａ以上の偏析低減された鋼板に事前熱処理としての第１の熱処理が施される。その結果、高強度鋼板１１０を用いて形成される衝撃吸収部材１，２の成形性および衝突性能をより高くできる。

また、センターピラー１２（曲げ部品）を構成する高強度鋼板１１０に事前熱処理としての第１の熱処理を施し、ドロー成形およびフォーム成形を選択的に用いてセンターピラー１２が製造されるこれにより、衝突性能が高まる。このメカニズムは以下の（ｄ１）、（ｄ２）の２つの重畳効果だと考えられる。
（ｄ１）第１の熱処理（事前熱処理）により、焼付硬化性が高まったこと。
マルテンサイトを含むハイテン材は、Ｓｉ含有量によって決まる焼き戻し温度によって焼付硬化性が高まる。焼付硬化性が高まると、試験の便宜上、引張試験での応力が最大を示した後すぐに低下し破断に至る。一方、せん断試験では即座の破断が起こらず測定可能である。そして、衝突性能を高めるためには、センターピラー１２のセンターピラーベース１６およびセンターピラー本体１７それぞれについて、引張試験での伸びひずみ５％時の引張応力σ_５とせん断試験でのせん断ひずみ５√３％時のせん断応力τ_５との比σ_５／τ_５が１．７０以下である必要がある。
（ｄ２）第１稜線部４２，６２と対応する壁部４２，６２の中央部４７，６７とで強さが異なるよう、センターピラー１２において、曲げによる衝突に最も有効な成型方法を採用したこと。
センターピラーベース１６およびセンターピラー本体１７それぞれにおいて、第１稜線部４２，６２にドロー成形またはフォーム成形によってひずみを付加し、焼付硬化後の強度を上げて、第１稜線部４２，６２と壁部４２，６２の中央部４７，６７で、強度および加工硬化能に差を付ける。そのためには、第１稜線部４２，６２と第２壁部４３，６３の中央部４７，６７とのビッカース硬さの比Ｈｖｒ／Ｈｖｃがそれぞれ１．０５以上である必要がある。以上の（ｄ１），（ｄ２）の重畳効果によって、センターピラー１２の曲げによる衝突性能が向上する。

また、フロントサイドメンバ１（軸圧潰部品）を構成する高強度鋼板１１０に事前熱処理としての第１の熱処理を施し、ドロー成形によりフロントサイドメンバ１を製造することで、衝突性能が高まる。このメカニズムは以下の（ｅ１）、（ｅ２）の２つの重畳効果だと考えられる。
（ｅ１）第１の熱処理（事前熱処理）により、焼付硬化性が高まったこと。
マルテンサイトを含むハイテン材は、Ｓｉ含有量によって決まる焼き戻し温度によって焼付硬化性が高まる。焼付硬化性が高まると、試験の便宜上、引張試験での応力が最大を示した後すぐに低下し破断に至る。一方、せん断試験では即座の破断が起こらず測定可能である。さらに、焼付硬化性が高まると、高ひずみの応力を高めるので、軸圧潰による衝突性能を高めることができる。このように衝突性能を高めるためには、引張試験での伸びひずみ１０％時の引張応力σ_１０とせん断試験でのせん断ひずみ１０√３％時のせん断応力τ_１０との比σ_１０／τ_１０が１．７０以下である必要がある。
（ｅ２）第１稜線部２２と第１壁部２１の中央部２７で同じ強さが得られるよう、軸圧潰による衝突に最も有効な成型方法を採用したこと。
第１稜線部２２と第２壁部２３にドロー成形によるひずみを同程度付加し、焼付硬化後の強度を上げて、衝突性能を高める。そのためには、第１稜線部２２と第１壁部２１の中央部２７とのビッカース硬さの比Ｈｖｒ／Ｈｖｃが１．１０未満である必要がある。以上の（ｅ１），（ｅ２）の重畳効果によって、フロントサイドメンバ１の軸圧潰による衝突性能が向上する。

次に、本発明の実施例について説明する。実施例での条件は、本発明の実施可能性及び効果を確認するために採用した一条件例であり、本発明は、この一条件例に限定されるものではない。本発明は、本発明の要旨を逸脱せず、本発明の目的を達成する限りにおいて、種々の条件を採用し得るものである。

＜高強度鋼板の作製＞
表１－１に示す化学組成を有するスラブを製造し、スラブを１３００℃に１時間加熱した後、表１－２に示す条件にて粗圧延及び仕上げ圧延を行って熱延鋼板を得た。その後、熱延鋼板の酸洗を行い、表１－２に示す圧下率で冷間圧延を行って冷延鋼板を得た。続いて、表１－２に示す条件下で焼鈍を行った。なお、表１－２に示す各温度は鋼板の表面温度である。

なお、各表において、太字且つ下線で示されている箇所は、好ましい範囲から外れていることを示している。

表１－２におけるＡｃ_１およびＡｃ_３は以下に示す式で計算した。下記式における元素記号には当該元素の質量％を代入した。含有しない元素については０質量％を代入した。
Ａｃ₁＝７５１－１６×Ｃ＋３５×Ｓｉ―２８×Ｍｎ－１６×Ｎｉ＋１３×Ｃｒ－６×Ｃｕ＋３×Ｍｏ
Ａｃ_３＝８８１－３３５×Ｃ＋２２×Ｓｉ―２４×Ｍｎ－１７×Ｎｉ－１×Ｃｒ－２７×Ｃｕ＋４１×Ｍｏ

上記の焼鈍（最終焼鈍）後の高強度鋼板の組織および機械特性値が、表１－３に示されている。組織については、マルテンサイト面積率と、残部組織と、Ｃｍａｘ／Ｃｍｉｎと、を示している。

マルテンサイトの面積率の測定は、以下のように行われる。まず、高強度鋼板の圧延方向および板厚方向に平行な断面を有する試料を採取した。この試料を、前述した方法にて測定することで、マルテンサイトの面積率を測定した。

残部組織は、フェライトをＦ、ベイナイトをＢで示している。フェライトおよびベイナイトの測定方法は、高強度鋼板におけるマルテンサイトの面積率を測定するための上記試料を用いて、前述した方法にて測定した。なお、本願では、マルテンサイトの面積率が焼付硬化性能にとって重要であり、フェライトの面積率およびベイナイトの面積率は焼付硬化性能に大きな影響を与えるとは必ずしもいえない。よって、フェライトの面積率の測定とベイナイトの面積率の測定は省略した。

Ｃｍａｘ／Ｃｍｉｎで示されるＳｉの偏析度は、次のようにして測定した。高強度鋼板についてその圧延方向が法線方向となる面（すなわち鋼板の厚さ方向断面）を観察できるように調整した後、鏡面研磨し、ＥＰＭＡ装置により、当該高強度鋼板の厚さ方向断面において鋼板の中央部１００μｍ×１００μｍの範囲について、鋼板の厚さ方向に沿って片面側から他面側に向かって０．５μｍ間隔で２００点のＳｉ含有量を測定した。同じ１００μｍ×１００μｍの範囲内のほぼ全領域をカバーするように別の４ライン上で同様な測定を行い、全５ライン上で測定された合計１０００点のＳｉ含有量の中で、最高値をＳｉ含有量の最大値Ｃｍａｘ（質量％）とし、最低値をＳｉ含有量の最小値Ｃｍｉｎ（質量％）として、比Ｃｍａｘ／Ｃｍｉｎを算出した。

機械特性値は、引張強さＴＳと、破断伸びＥＬと、を測定した。この測定は、圧延方向に直角な方向を長手方向とするＪＩＳ５号引張試験片を採取し、ＪＩＳ（日本工業規格）Ｚ２２４１：２０１１ 金属材料引張試験方法に則って行われた。

なお、上述した、高強度鋼板の組織（マルテンサイト面積率、残部組織、および、Ｃｍａｘ／Ｃｍｉｎ）は、高強度鋼板に後述する第１の熱処理、冷間塑性加工、および、第２の熱処理が行われた後の部品においても略変化なく維持される。よって、表１－３に記載の内容は、後述する曲げ部品および軸圧潰部品においてもあてはまるといえる。

＜高強度鋼板を用いた曲げ部品の作製＞
表１－３に示す高強度鋼板（冷延鋼板）に第１の熱処理（焼戻し）を行った。第１の熱処理における高強度鋼板の温度およびこの温度の保持時間は表２－１に示されている。そして、第１の熱処理が行われた高強度鋼板に冷間塑性加工を行って冷延鋼板を曲げ部品の形状に成形した。このときの冷間塑性加工法は、表２－１に示されている。次いで曲げ部品の形状に成形された部品に第２の熱処理（焼付硬化）を行うことで、曲げ部品を作製した。第２の熱処理における部品の温度およびこの温度の保持時間は表２－１に示されている。

図７（Ａ）および図７（Ｂ）には、上述した曲げ部品を図示した曲げ部品１２１が示されている。図７（Ａ）は、曲げ部品１２１を長手方向と直交する方向から見た側面図であり、図７（Ｂ）は、曲げ部品１２１を長手方向から見た図である。

図７（Ａ）および図７（Ｂ）を参照して、曲げ部品１２１は、中空軸状部材であり、全長８００ｍｍ、板厚ｔ１＝１．２ｍｍである。曲げ部品１２１は、ハット形断面の第１半部１３０と、平板状の第２半部１４０と、を有している。第１半部１３０は、第１壁部１３１と、一対の第１稜線部１３２，１３２と、一対の第２壁部１３３，１３３と、一対の第２稜線部１３４，１３４と、一対のフランジ１３５，１３５と、を有している。

第１半部１３０のうち第１壁部１３１側の幅は８０ｍｍであり、ハット部分の高さは６０ｍｍである。第１半部３０の第１稜線部１３２の曲率半径Ｒ＝５ｍｍである。第２半部１４０と直交する方向に対する第２壁部１３３の傾斜角度は、５°である。第２半部１４０の幅は、１３０ｍｍである。第２半部１４０に、一対のフランジ１３５，１３５がスポット溶接によって接合されている。このスポット溶接のナゲット径≧５√板厚ｔ１である。また、曲げ部品１２１の長手方向における接合点の配置間隔は、４０ｍｍである。

＜曲げ部品の評価＞
曲げ部品１２１について、表２－２に示すように、壁部において、引張試験での伸びひずみが５％時の引張応力σ_５とせん断試験でのせん断ひずみが５√３％時のせん断応力τ_５との比σ_５／τ_５（５％比）と、壁部中央部１３７のビッカース硬さＨｖｃと、第１稜線部１３２のビッカース硬さＨｖｒと壁部中央部１３７のビッカース硬さＨｖｃとの比Ｈｖｒ／Ｈｖｃと、析出物個数密度と、曲げ部品に生じる最大荷重と、曲げ部品の衝撃吸収エネルギーと、を測定した。

５％比算出のために、曲げ部品１２１のうち、第１稜線部１３２の近傍の平面部１３６（壁部）において、引張試験とせん断試験とを行った。このときの引張試験は、第１稜線部１３２の近傍の平面部１３６を曲げ部品１２１から切り取り、引張試験機（図示せず）に取り付けて行われた。このときの引張試験用の試験片は１０×１００ｍｍ程度の大きさがあればよい。なお、この引張試験は、ＪＩＳ（日本工業規格）Ｚ２２４１：２０１１ 金属材料引張試験方法に則って行われた。また、せん断試験は、第１稜線部１３２の近傍の平面部１３６を曲げ部品１２１から切り取って矩形試験片２０１を作製し、この矩形試験片２０１を図８（Ａ）に示すせん断試験機２００に取り付けて行われた。このときのせん断試験用の試験片は、３０ｍｍ×３０ｍｍ程度の大きさがあればよい。図８（Ａ）にせん断試験２００の概要図を示す。図８（Ｂ）は、せん断試験に関する説明図である。図８（Ａ）および図８（Ｂ）を参照して、せん断試験は矩形試験片２０１の一対の長辺部をチャッキングし、一方の長辺部を他方の長辺部に対して上下方向（せん断方向）に動かすことによって単純せん断変形を加え、このせん断変形によって生じる荷重を測定した。せん断応力算出のための断面積は、せん断方向における矩形試験片２０１の長さ×板厚とした。せん断ひずみは試験片２０１の中央部にせん断方向と直交する方向に沿って書いた直線２０２の傾きから随時求めた。そして、引張試験での伸びひずみが５％の時の引張応力σ_５とせん断試験でのせん断ひずみが５√３％の時のせん断応力τ_５をそれぞれ測定し、比σ_５／τ_５（５％比）を算出した。結果を表２－２に示す。

また、曲げ部品１２１の第１稜線部１３２と第２壁部１３３の中央部１３７のそれぞれを切り出し、板厚の１／４に相当する箇所についてビッカース硬Ｈｖｒ，Ｈｖｃを測定した。ビッカース硬さ測定試験は、ＪＩＳ Ｚ ２２４４：２００９ ビッカース硬さ試験に則って行った。ビッカース硬さはＨＶ０．５であり、５点測定しその平均を試験結果とした。そして、第１稜線部１３２のビッカース硬さＨｖｒと第２壁部１３３の中央部１３７のビッカース硬さＨｖｃの比Ｈｖｒ／Ｈｖｃを算出した。結果を表２－２に示す。

析出物個数密度は、第１の熱処理によって得られる、長径が０．０５μｍ以上０．６０μｍ以下でアスペクト比１：３以上の析出物の密度をいう。析出物の形態及び個数密度は、電子顕微鏡による観察によって決定され、本実施例では、ＴＥＭ（Transmission Electron Microscope）観察によって測定した。具体的には、曲げ部品１２１を構成する鋼板の表面を基準として、当該曲げ部品１２１の第１半部１３０を構成する鋼板の厚さの３／８位置から１／４位置までの領域から薄膜試料を切り出した。そして、この薄膜試料を明視野で観察し、１万倍から１０万倍の適度な倍率によって、１μｍ²を切り出し、長径が０．０５μｍ以上０．６０μｍ以下でアスペクト比１：３以上の析出物を数えて求めた。このとき、薄膜試料の厚さを３０ｎｍとして換算した単位面積当たりの個数を数えた。この作業を連続した５視野以上で行い、その平均を個数密度とした。結果を表２－２に示す。

そして、曲げ部品１２１の最大荷重および衝撃吸収エネルギーの測定のために、３点曲げ変形試験を行った。具体的には、図７（Ａ）および図７（Ｂ）を参照して、曲げ部品１２１の長手方向に対称に半球状の第１圧子１２３を一対、７００ｍｍ間隔で配置した。第１圧子１２３の曲率半径は３０ｍｍである。また、曲げ部品１２１の長手方向中央に第２圧子１２４を配置した。第２圧子１２４の曲率半径は５０ｍｍである。各第１圧子１２３の頂点は、第２半部１４０と向かい合っている。第２圧子１２４の頂点は、第１半部１３０と向かい合っている。そして、第１圧子１２３，１２３および曲げ部品１２１を第２圧子１２４に向かって７．２ｋｍ／ｈ（２ｍ／ｓ）で移動させ、第２圧子１２４に第１半部１４０を衝突させた。このときに生じた最大荷重、および、衝撃吸収エネルギーを測定した。結果を表２－２に示す。

次に、曲げ部品１２１に関するより具体的な評価を説明する。

曲げ部品１２１の評価は、最大荷重と、衝撃吸収エネルギーが以下の２つの式（２）、（３）の双方を満たす場合を実施例とし、式（２）、（３）の少なくとも一方を満たさない場合を比較例とした。
最大荷重＞０．１１×ＴＳ・・・（２）
衝撃吸収エネルギー＞０．０００５５×ＴＳ＋０．２７・・・（３）
なお、上記の式におけるＴＳは、表１－３に記載されている引張強さを示す。

図９（Ａ）は、引張強さＴＳと最大曲げ荷重との関係を示すグラフである。図９（Ｂ）は、引張強さＴＳと曲げ変形時の衝撃吸収エネルギーとの関係を示すグラフである。図９（Ａ）においては、式（２）に記載の曲げ荷重＝０．１１×ＴＳで示される直線が臨界線として示されている。また、図９（Ｂ）においては、式（３）に記載の衝撃吸収エネルギー＝０．０００５５×ＴＳ＋０．２７が臨界線として示されている。また、図９（Ａ）および図９（Ｂ）において、実施例および比較例の傾向線が示されている。図９（Ａ）の実施例の傾向線は、０．０１２３×ＴＳ－０．６１８２である。図９（Ａ）の比較例の傾向線は、０．０１１５×ＴＳ－０．３５９９である。図９（Ｂ）の実施例の傾向線は、０．０００５×ＴＳ＋０．３０２５である。図９（Ｂ）の比較例の傾向線は、０．０００５×ＴＳ＋０．２６３１である。

表２－２、図９（Ａ）および図９（Ｂ）を参照して、実施例は、何れも臨界線を越えた曲げ荷重および衝撃吸収エネルギーを示しており、式（２）、（３）の双方を満たしていることが分かる。一方、比較例は、特に衝撃吸収エネルギーについて臨界線を下回る傾向を示している。表２－２には、式（２）で示される０．１１×ＴＳ、および、式（３）で示される０．０００５５×ＴＳ＋０．２７のそれぞれの算出値が示されている。実施例は、何れも、焼付硬化性がよいこともあり５％比（σ／τ）が１．７０以下となっている。一方、比較例は、何れも、焼付硬化性が悪いこともあり５％比（σ／τ）が１．７０を超えている。

曲げ荷重および衝撃吸収エネルギーの一例についてグラフ化して示すと、図１０（Ａ）および図１０（Ｂ）に示すような効果を得られる。図１０（Ａ）は、曲げ部材の長さ垂直方向（長さ方向とは垂直な方向）における当該曲げ部材の変形量（ストローク）と、曲げ部材に生じる荷重との関係の一例を示すグラフである。図１０（Ｂ）は、曲げ部材の長さ垂直方向における当該曲げ部材の変形量（ストローク）と、曲げ部材の吸収エネルギーとの関係の一例を示すグラフである。

図１０（Ａ）では、実施例であるＮｏ．２と、比較例であるＮｏ．１４、Ｎｏ．１５のそれぞれの特性が示されている。図１０（Ａ）のグラフの横軸は曲げ部材のストローク量であり、縦軸は曲げ部材に作用する荷重を示している。図１０（Ａ）から明らかなように、実施例であるＮｏ．２における荷重のピーク値Ｐ１は、比較例であるＮｏ．１５における荷重のピーク値Ｐ２よりも明確に高い。また、比較例であるＮｏ．１４での荷重のピーク値Ｐ３については、比較例であるＮｏ．１５の荷重のピーク値Ｐ２と略同じである。

図１０（Ｂ）ではＮｏ．２、Ｎｏ．１４、Ｎｏ．１５のそれぞれの特性が示されている。図１０（Ｂ）のグラフの横軸は曲げ部材のストローク量であり、縦軸は曲げ部材に作用する吸収エネルギーを示している。図１０（Ｂ）から明らかなように、実施例であるＮｏ．２における吸収エネルギーのピーク値ＰＥ１は、比較例であるＮｏ．１４、Ｎｏ．１５における吸収エネルギーよりも明確に高い。

以上の次第で、曲げ部品の実施例は、比較例の曲げ部品と比べて、最大荷重が向上し、割れにくくなることで、衝撃吸収エネルギーが向上する傾向が明確になった。特に、同じ引張強さのときに比較例と比べて実施例では衝撃吸収エネルギーが向上することがわかる。

なお、曲げ部品１２１の製法に関して述べると、表１－３および表２－１に示されているように、実施例であるＮｏ．１～Ｎｏ．１３は、何れも、本発明の範囲内に収まっている。一方、比較例であるＮｏ．１４～Ｎｏ．２６は、何れも、本発明の範囲外の項目を有している。より具体的には、Ｎｏ．１４は、表２－１に示されているように、第２の熱処理工程の時間が、本発明の範囲を外れている。Ｎｏ．１５は、表２－１に示されているように、第１の熱処理工程が行われていないため、本発明の範囲を外れている。Ｎｏ．１６、Ｎｏ．１７は、表１－３に示されているように、Ｃｍａｘ／Ｃｍｉｎが、本発明の範囲を外れている。Ｎｏ．１８は、表２－１に示されているように、第１の熱処理工程の温度が、本発明の範囲を外れている。Ｎｏ．１９は、表１－３に示されているように、マルテンサイト面積率がゼロであり、マルテンサイトを含んでいない。また、引張強さが７８０ＭＰａに達しておらず、本発明の範囲を外れている。Ｎｏ．２０は、表２－１に示されているように、第２の熱処理工程での温度が本発明の範囲を外れている。Ｎｏ．２１は、引張強さが７８０ＭＰａに達していないため、本発明の範囲を外れている。Ｎｏ．２２は、表２－１に示されているように、第１の熱処理工程での温度が本発明の範囲を外れている。Ｎｏ．２３、Ｎｏ．２４は、表１－３に示されているように、Ｃｍａｘ／Ｃｍｉｎが本発明の範囲を外れている。Ｎｏ．２５は、表２－１に示されているように、第１の熱処理工程での時間が本発明の範囲を外れている。Ｎｏ．２６は、表２－１に示されているように、第２の熱処理工程が行われていないため、本発明の範囲を外れている。

また、曲げ部品１２１自体の特性でいうと、表２－２によく示されているように、実施例であるＮｏ．１～Ｎｏ．１３は、何れも、本明細書で推奨される範囲内に収まっている。一方、比較例であるＮｏ．Ｎｏ．１４～Ｎｏ．２６は、何れも、５％比が本明細書で推奨される範囲を外れている。特に、Ｎｏ．１５、Ｎｏ．１８、Ｎｏ．１９、Ｎｏ．２１、Ｎｏ．２２、Ｎｏ．２５は、析出物個数密度が本明細書で推奨される範囲未満である。

＜高強度鋼板を用いた軸圧潰部品の作製＞
表１－３に示す高強度鋼板（冷延鋼板）に第１の熱処理（焼戻し）を行った。第１の熱処理における高強度鋼板の温度およびこの温度の保持時間は表３－１に示されている。そして、第１の熱処理が行われた高強度鋼板に冷間塑性加工を行って冷延鋼板を軸圧潰部品の形状に成形した。このときの冷間塑性加工法は、表３－１に示されている。次いで軸圧潰部品の形状に成形された部品に第２の熱処理（焼付硬化）を行うことで、軸圧潰部品を作製した。第２の熱処理における部品の温度およびこの温度の保持時間は表３－１に示されている。

図１１（Ａ）および図１１（Ｂ）には、上述した軸圧潰部品を図示した軸圧潰部品１２２が示されている。図１１（Ａ）は、軸圧潰部品１２２の側面図であり、図１１（Ｂ）は、図１１（Ａ）のＸＩＢ－ＸＩＢ線に沿う断面図である。

図１１（Ａ）および図１１（Ｂ）を参照して、軸圧潰部品１２２は、中空四角筒部材であり、全長３００ｍｍ、板厚ｔ２＝１．２ｍｍである。軸圧潰部品１２２は、４つの稜線部１４２と、４つの壁部１４３と、を有しており、当該軸圧潰部品１２２の長手方向に見て全体として略正方形に形成されている。軸圧潰部品１２２の一辺の長さは、５０ｍｍである。各稜線部１４２の曲率半径Ｒ＝５ｍｍである。さらに、軸圧潰部品１２２の両端部に、矩形状鋼板１５０がアーク接合によって接合されている。矩形状鋼板は、一辺が２００ｍｍであり、板厚が９ｍｍである。

＜軸圧潰部品の評価＞
軸圧潰部品１２２について、表３－２に示すように、稜線部１４２近傍の平面部１４６（壁部）において、引張試験での伸びひずみが１０％の時の引張応力σ_１０とせん断試験でのせん断ひずみが１０√３％の時のせん断応力τ_１０との比σ_１０／τ_１０（１０％比）と、壁部中央部１４７のビッカース硬さＨｖｃと、稜線部１４２のビッカース硬さＨｖｃと壁部中央部１４７のビッカース硬さＨｖｒとの比Ｈｖｒ／Ｈｖｃと、析出物個数密度と、衝撃吸収エネルギーと、を測定した。

１０％比算出のために、軸圧潰部品１２２のうち、稜線部１４２の近傍における稜線部１４２からのひずみが伝達される平面部１４６において、引張試験とせん断試験とを行った。このときの引張試験は、稜線部１４２の近傍の平面部１４６を軸圧潰部品１２２から切り取り、引張試験機（図示せず）に取り付けて行われた。このときの引張試験用の試験片は、１０×１００ｍｍ四方程度の大きさがあればよい。なお、この引張試験は、ＪＩＳ（日本工業規格）Ｚ２２４１：２０１１ 金属材料引張試験方法に則って行った。また、せん断試験は、稜線部１４２の近傍の平面部１４６を軸圧潰部品１２２から切り取って矩形試験片２０１を作製し、この矩形試験片２０１を図８（Ａ）および図８（Ｂ）に示すせん断試験機２００に取り付けて行われた。このときのせん断試験用の試験片は、３０ｍｍ×３０ｍｍ程度の大きさがあればよい。このせん断試験機２００における試験内容は、曲げ部品１２１から切り取って作製された矩形試験片２０１における試験と同じである。そして、引張試験での伸びひずみが１０％の時の引張応力σ_１０とせん断試験でのせん断ひずみが１０√３％の時のせん断応力τ_１０をそれぞれ測定し、引張応力σ_１０とせん断応力τ_１０との比σ_１０／τ_１０を算出した。結果を表３－２に示す。

また、軸圧潰部品１２２の稜線部１４２と壁部１４３の中央部１４７のそれぞれを切り出し、板厚の１／４に相当する箇所についてビッカース硬さを測定した。ビッカース硬さ測定試験は、ＪＩＳ Ｚ ２２４４：２００９ ビッカース硬さ試験に則って行った。ビッカース硬さはＨＶ０．５であり、５点測定しその平均を試験結果とした。そして、稜線部１４２のビッカース硬さＨｖｒと壁部１４３の中央部１４７のビッカース硬さＨｖｃの比Ｈｖｒ／Ｈｖｃを算出した。結果を表３－２に示す。

析出物個数密度は、第１の熱処理によって得られる、長径が０．０５μｍ以上０．６０μｍ以下でアスペクト比１：３以上の析出物の密度をいう。析出物の形態及び個数密度は、電子顕微鏡による観察によって決定され、本実施例では、曲げ部品１２１における析出物個数密度の測定と同様、ＴＥＭ観察によって測定した。具体的には、軸圧潰部品１２２を構成する鋼板の表面を基準として、当該軸圧潰部品１２２を構成する鋼板の厚さの３／８位置から１／４位置までの領域から薄膜試料を切り出した。そして、この薄膜試料を明視野で観察し、１万倍から１０万倍の適度な倍率によって、１μｍ²を切り出し、長径が０．０５μｍ以上０．６０μｍ以下でアスペクト比１：３以上の析出物を数えて求めた。このとき、薄膜試料の厚さを３０ｎｍとして換算した単位面積当たりの個数を数えた。この作業を連続した５視野以上で行い、その平均を個数密度とした。結果を表３－２に示す

そして、軸圧潰部品１２２の衝撃吸収エネルギーの測定のために、軸圧潰試験を行った。具体的には、軸圧潰部品１２２を縦向きに設置し、質量８９０ｋｇの錘１５１を２２．５ｋｍ／ｈの速度で軸圧潰部品１２２の上端に衝突させた。このときに生じた衝撃吸収エネルギーを測定した。結果を表３－２に示す。

次に、軸圧潰部品１２２に関するより具体的な評価を説明する、

軸圧潰部品１２２の評価は、衝撃吸収エネルギーが以下の式（４）を満たす場合を実施例とし、式（４）を満たさない場合を比較例とした。
衝撃吸収エネルギー＞０．００１８５×ＴＳ＋２．３５・・・（４）
なお、上記の式におけるＴＳは、表１－３に記載されている引張強さを示す。

図１２は、引張強さＴＳと軸圧潰変形時の衝撃吸収エネルギーとの関係を示すグラフである。図１２においては、式（４）に記載の衝撃吸収エネルギー＝０．００１８５×ＴＳ＋２．３５が臨界線として示されている。また、図１２において、実施例および比較例のそれぞれの傾向線が示されている。図１２の実施例の傾向線は、０．００２２×ＴＳ＋２．１０４４である。図１２の比較例の傾向線は、０．００１７×ＴＳ＋２．３６６６である。

表３－２、および図１２を参照して、実施例は、何れも臨界線を越えた衝撃吸収エネルギーを示しており、式（４）を満たしていることが分かる。一方、比較例は、何れも臨界線未満の衝撃吸収エネルギーを示しているに過ぎない。表３－２には、式（４）に示されている０．００１８５×ＴＳ＋２．３５の算出値が示されている。実施例は、何れも、焼付硬化性がよいこともあり１０％比（σ_１０／τ_１０）が１．７０未満となっている。一方、比較例は、何れも、焼付硬化性が悪いこともあり１０％比（σ_１０／τ_１０）が１．７０を超えている。

以上の次第で、軸圧潰部品の実施例は、比較例の軸圧潰部品と比べて、衝撃吸収エネルギーが明確に向上する傾向が明確になった。特に、同じ引張強さのときに比較例と比べて実施例では衝撃吸収エネルギーが向上することがわかる。

なお、軸圧潰部品１２２の製法に関して述べると、表１－３および表３－１に示されているように、実施例であるＮｏ．１～Ｎｏ．１３は、何れも、本発明の範囲内に収まっている。一方、比較例であるＮｏ．１４～Ｎｏ．２７は、何れも、本発明の範囲外の項目を有している。より具体的には、Ｎｏ．１４は、表３－１に示されているように、第２の熱処理工程の時間が、本発明の範囲を外れている。Ｎｏ．１５は、表３－１に示されているように、第１の熱処理工程が行われていないため、本発明の範囲を外れている。Ｎｏ．１６、Ｎｏ．１７は、表１－３に示されているように、Ｃｍａｘ／Ｃｍｉｎが、本発明の範囲を外れている。Ｎｏ．１８は、表３－１に示されているように、第１の熱処理工程の温度が、本発明の範囲を外れている。Ｎｏ．１９は、表１－３に示されているように、マルテンサイト面積率がゼロであり、マルテンサイトを含んでいない。また、引張強さが７８０ＭＰａに達しておらず、本発明の範囲を外れている。Ｎｏ．２０は、表３－１に示されているように、第２の熱処理工程での温度が本発明の範囲を外れている。Ｎｏ．２１は、表１－３に示されているように、引張強さが７８０ＭＰａに達していないため、本発明の範囲を外れている。Ｎｏ．２２は、表３－１に示されているように、第１の熱処理工程での温度が本発明の範囲を外れている。Ｎｏ．２３、Ｎｏ．２４は、表１－３に示されているように、Ｃｍａｘ／Ｃｍｉｎが本発明の範囲を外れている。Ｎｏ．２５は、表３－１に示されているように、第１の熱処理工程での時間が本発明の範囲を外れている。Ｎｏ．２６は、表３－１に示されているように、第２の熱処理工程が行われていないため、本発明の範囲を外れている。

また、軸圧潰部品１２２自体の特性でいうと、表３－２によく示されているように、実施例であるＮｏ．１～Ｎｏ．１３は、何れも、本明細書で推奨される範囲内に収まっている。一方、比較例であるＮｏ．１４～Ｎｏ．２７は、何れも、１０％比が本明細書で推奨される範囲を外れている。特に、Ｎｏ．１４、Ｎｏ．１５、Ｎｏ．１８、Ｎｏ．１９、Ｎｏ．２１、Ｎｏ．２２は、析出物個数密度が本明細書で推奨される範囲未満である。

なお、実施例では、冷延鋼板について説明した。しかしながら、めっき鋼板であっても冷延鋼板と同様の傾向を読み取ることができ、めっき鋼板であっても、上述した冷延鋼板と同様の結果を得ることができる。

本発明は、衝撃吸収部材の製造方法として広く適用することができる。

１ フロントサイドメンバ（衝撃吸収部材）
２ クラッシュボックス（衝撃吸収部材）
３ リアサイドメンバ（衝撃吸収部材）
４ フロアクロスメンバ（衝撃吸収部材）
５ サブフレーム（衝撃吸収部材）
１１ Ａピラー（衝撃吸収部材）
１２ センターピラー（衝撃吸収部材）
１３ Ｃピラー（衝撃吸収部材）
１４ サイドシル（衝撃吸収部材）
１５ ルーフサイドレール（衝撃吸収部材）
２２，３２，４２，６２，１３２，１４２ 稜線部
２１，２３，２５，３１，３３，３５，４１，４３，４５，６１，６３，６５，１３１，１３３，１３５，１４３ 壁部
１３６，１４６ 平面部（壁部）
２７，４７，６７，１３７，１４７ 壁部中央部
１１０ 高強度鋼板（鋼板）
１１１ コイル
Ｘ 長さ方向Ｘ（長手方向）
Ｙ 長さ方向（長手方向）

Claims (14)

1. 長手方向から見て、屈曲形状に形成された稜線部と、この稜線部から延びる壁部と、を含む衝撃吸収部材であって、
   前記壁部において、引張試験での伸びひずみが５％の時の引張応力σ_５とせん断試験でのせん断ひずみが５√３％の時のせん断応力τ₅との比σ_５／τ_５が１．７０以下、または、引張試験での伸びひずみが１０％の時の引張応力σ_１０とせん断試験でのせん断ひずみが１０√３％の時のせん断応力τ_１０との比σ_１０／τ_１０が１．７０以下であり、
   前記長手方向から見た前記壁部中央部におけるビッカース硬さＨｖｃが２５０以上である、衝撃吸収部材。
2. 前記稜線部のビッカース硬さＨｖｒと前記壁部中央部のビッカース硬さＨｖｃとの比Ｈｖｒ／Ｈｖｃが１．０５以上である請求項１に記載の衝撃吸収部材。
3. 前記ビッカース硬さの比Ｈｖｒ／Ｈｖｃが１．１０以上である請求項２に記載の衝撃吸収部材。
4. 前記衝撃吸収部材が、ピラー、サイドシル、または、ルーフサイドレールである請求項１～請求項３のいずれか１項に記載の衝撃吸収部材。
5. 前記衝撃吸収部材は、閉断面を有する部材であり、
   前記稜線部のビッカース硬さＨｖｒと前記壁部中央部のビッカース硬さＨｖｃとの比Ｈｖｒ／Ｈｖｃが１．１０未満である請求項１に記載の衝撃吸収部材。
6. 前記衝撃吸収部材が、フロントサイドメンバ、クラッシュボックス、リアサイドメンバ、サブフレーム、または、フロアクロスメンバである請求項１または請求項５に記載の衝撃吸収部材。
7. 前記衝撃吸収部材の引張強さが７８０ＭＰａ以上である請求項１～請求項６の何れか１項に記載の衝撃吸収部材。
8. 鋼板に、下記式（１）を満たす温度Ｔ１で、６０～９００秒保持する熱処理を施す、第１の熱処理工程と、
   前記熱処理後の前記鋼板に、冷間塑性加工を施して鋼部材とする、冷間塑性加工工程と、
   前記鋼部材に、８０～２００℃の温度Ｔ２で、３００～１８００秒保持する熱処理を施す、第２の熱処理工程とを備え、
   前記鋼板が、マルテンサイトの面積分率が５％以上９５％未満であり、引張強さが７８０ＭＰａ以上であり、かつ、厚さ方向断面におけるＳｉ含有量の最大値Ｃｍａｘと最小値Ｃｍｉｎの比Ｃｍａｘ／Ｃｍｉｎが１．２５以下である、
   請求項１～請求項７の何れか１項に記載の衝撃吸収部材の製造方法。
   ８０×Ｓｉ＋１００≦Ｔ１≦１２５×Ｓｉ＋２５０・・・（１）
   ただし、上記式（１）中のＳｉは、前記鋼板中のＳｉ含有量（質量％）を意味する。
9. 前記衝撃吸収部材は、長手方向から見て屈曲形状に形成された稜線部と、この稜線部から延びる壁部と、を含み、
   前記冷間塑性加工がフォーム成形である、請求項８に記載の衝撃吸収部材の製造方法。
10. 前記衝撃吸収部材は、長手方向から見て屈曲形状に形成された稜線部と、この稜線部から延びる壁部と、を含み、
    前記冷間塑性加工がドロー成形である、請求項８に記載の衝撃吸収部材の製造方法。
11. 前記鋼板がＤｕａｌ－Ｐｈａｓｅ鋼板である、請求項８～請求項１０の何れか１項に記載の衝撃吸収部材の製造方法。
12. 前記第１の熱処理工程を、最終焼鈍後、コイルに巻き取る前の前記鋼板に実施する、請求項８～請求項１１の何れか１項に記載の衝撃吸収部材の製造方法。
13. 前記第１の熱処理工程を、最終焼鈍後、コイルに巻き取られ、巻き戻された前記鋼板、または、巻き戻され、曲げ矯正された前記鋼板に実施する、請求項８～請求項１１の何れか１項に記載の衝撃吸収部材の製造方法。
14. 前記第１の熱処理工程を、最終焼鈍後、コイルに巻き取られ、巻き戻され、曲げ矯正され、ブランキングされた前記鋼板に実施する、請求項８～請求項１１の何れか１項に記載の衝撃吸収部材の製造方法。

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