KR102635290B1 - 충격 흡수 부재, 충격 흡수 부재의 제조 방법, 및, 냉간 소성 가공용 강판의 제조 방법 - Google Patents

충격 흡수 부재, 충격 흡수 부재의 제조 방법, 및, 냉간 소성 가공용 강판의 제조 방법 Download PDF

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Abstract

충격 흡수 에너지를 크게 할 수 있고, 또한, 소재인 강판을 얇게 할 수 있는 충격 흡수 부재, 충격 흡수 부재의 제조 방법, 및, 냉간 소성 가공용 강판의 제조 방법을 제공한다.
길이 방향에서 봐서, 굴곡 형상으로 형성된 능선부와, 이 능선부로부터 연장되는 벽부를 포함하는 충격 흡수 부재로서, 상기 벽부에 있어서, 인장 시험에서의 신장 변형이 5%일 때의 인장 응력 σ5와 전단 시험에서의 전단 변형이 5√3%일 때의 전단 응력 τ5의 비 σ5/τ5가 1.70 이하, 또는, 인장 시험에서의 신장 변형이 10%일 때의 인장 응력 σ10과 전단 시험에서의 전단 변형이 10√3%일 때의 전단 응력 τ10의 비 σ10/τ10이 1.70 이하이며, 상기 길이 방향에서 본 상기 벽부 중앙부에 있어서의 비커스 경도 Hvc가 250 이상이다.

Description

충격 흡수 부재, 충격 흡수 부재의 제조 방법, 및, 냉간 소성 가공용 강판의 제조 방법
본 발명은, 충격 흡수 부재, 충격 흡수 부재의 제조 방법, 및, 냉간 소성 가공용 강판의 제조 방법에 관한 것이다.
근래, 자동차의 연비 향상에 기여하는 경량화의 관점에서 차체 부재로서 고강도 강판의 적용이 확대되고 있다(예를 들면, 특허문헌 1~7 참조).
일본국 특허공개 2008-144233호 공보 WO2018/174082호 공보 일본국 특허공개 2015-58810호 공보 WO2014/077294호 공보 일본국 특허 제6418363호 명세서 WO2020/022481호 공보 WO2020/071523호 공보
승객의 안전 확보라는 목적에서, 충돌 성능의 향상이 기대되고 있으며, 고강도를 가지면서도 자동차의 충돌 시에 있어서의 충격 흡수 에너지를 보다 높게 할 수 있는 소재가 요구된다.
상기의 배경을 감안하여, 본 발명의 목적의 하나는, 충격 흡수 에너지를 크게 할 수 있고, 또한, 소재인 강판을 얇게 할 수 있는 충격 흡수 부재, 충격 흡수 부재의 제조 방법, 및, 냉간 소성 가공용 강판의 제조 방법을 제공하는 것에 있다.
본 발명은, 하기의 충격 흡수 부재, 충격 흡수 부재의 제조 방법, 및, 냉간 소성 가공용 강판의 제조 방법을 요지로 한다.
(1) 길이 방향에서 봐서, 굴곡 형상으로 형성된 능선부와, 이 능선부로부터 연장되는 벽부를 포함하는 충격 흡수 부재로서,
상기 벽부에 있어서, 인장 시험에서의 신장 변형이 5%일 때의 인장 응력 σ5와 전단 시험에서의 전단 변형이 5√3%일 때의 전단 응력 τ5의 비 σ5/τ5가 1.70 이하, 또는, 인장 시험에서의 신장 변형이 10%일 때의 인장 응력 σ10과 전단 시험에서의 전단 변형이 10√3%일 때의 전단 응력 τ10의 비 σ10/τ10이 1.70 이하이며,
상기 길이 방향에서 본 상기 벽부 중앙부에 있어서의 비커스 경도 Hvc가 250 이상인, 충격 흡수 부재.
(2) 상기 (1)에 있어서,
상기 능선부의 비커스 경도 Hvr과 상기 벽부 중앙부의 비커스 경도 Hvc의 비 Hvr/Hvc가 1.05 이상인, 충격 흡수 부재.
(3) 상기 (2)에 있어서,
상기 비커스 경도의 비 Hvr/Hvc가 1.10 이상인, 충격 흡수 부재.
(4) 상기 (1) 내지 상기 (3) 중 어느 한 항에 있어서,
상기 충격 흡수 부재가 필러, 사이드 실, 또는, 루프 사이드 레일인, 충격 흡수 부재.
(5) 상기 (1)에 있어서,
상기 충격 흡수 부재는, 폐단면을 갖는 부재이며,
상기 능선부의 비커스 경도 Hvr과 상기 벽부 중앙부의 비커스 경도 Hvc의 비 Hvr/Hvc가 1.10 미만인, 충격 흡수 부재.
(6) 상기 (1) 또는 상기 (5)에 있어서,
상기 충격 흡수 부재가 프런트 사이드 멤버, 크래시 박스, 리어 사이드 멤버, 서브 프레임, 또는, 플로어 크로스 멤버인, 충격 흡수 부재.
(7) 상기 (1) 내지 상기 (6) 중 어느 한 항에 있어서,
상기 충격 흡수 부재의 인장 강도가 780MPa 이상인, 충격 흡수 부재.
(8) 강판에, 하기 식 (1)을 만족하는 온도 T1에서, 60~900초 유지하는 열처리를 실시하는, 제1의 열처리 공정과,
상기 열처리 후의 상기 강판에, 냉간 소성 가공을 실시하여 강 부재로 하는, 냉간 소성 가공 공정과,
상기 강 부재에, 80~200℃의 온도 T2에서, 300~1800초 유지하는 열처리를 실시하는, 제2의 열처리 공정을 구비하고,
상기 강판이, 마르텐사이트의 면적분율이 5% 이상 95% 미만이고, 인장 강도가 780MPa 이상이며, 또한, 두께 방향 단면에 있어서의 Si 함유량의 최대값 Cmax와 최소값 Cmin의 비 Cmax/Cmin가 1.25 이하인,
충격 흡수 부재의 제조 방법.
80×Si＋100≤T1≤125×Si＋250 … (1)
단, 상기 식 (1) 중의 Si는, 상기 강판 중의 Si 함유량(질량%)을 의미한다.
(9) 상기 (8)에 있어서,
상기 충격 흡수 부재는, 길이 방향에서 봐서 굴곡 형상으로 형성된 능선부와, 이 능선부로부터 연장되는 벽부를 포함하고,
상기 냉간 소성 가공이 폼 성형인, 충격 흡수 부재의 제조 방법.
(10) 상기 (8)에 있어서,
상기 충격 흡수 부재는, 길이 방향에서 봐서 굴곡 형상으로 형성된 능선부와, 이 능선부로부터 연장되는 벽부를 포함하고,
상기 냉간 소성 가공이 드로 성형인, 충격 흡수 부재의 제조 방법.
(11) 상기 (8) 내지 상기 (10) 중 어느 한 항에 있어서,
상기 강판이 Dual-Phase 강판인, 충격 흡수 부재의 제조 방법.
(12) 상기 (8) 내지 상기 (11) 중 어느 한 항에 있어서,
상기 제1의 열처리 공정을, 최종 어닐링 후, 코일에 감기 전의 상기 강판에 실시하는, 충격 흡수 부재의 제조 방법.
(13) 상기 (8) 내지 상기 (11) 중 어느 한 항에 있어서,
상기 제1의 열처리 공정을, 최종 어닐링 후, 코일에 감겨지고, 풀린 상기 강판, 또는, 풀리고, 굽힘 교정된 상기 강판에 실시하는, 충격 흡수 부재의 제조 방법.
(14) 상기 (8) 내지 상기 (11) 중 어느 한 항에 있어서,
상기 제1의 열처리 공정을, 최종 어닐링 후, 코일에 감겨지고, 풀리고, 굽힘 교정되고, 블랭킹된 상기 강판에 실시하는, 충격 흡수 부재의 제조 방법.
(15) 마르텐사이트의 면적분율이 5% 이상 95% 미만이고, 인장 강도가 780MPa 이상이며, 또한, 두께 방향 단면에 있어서의 Si 함유량의 최대값 Cmax와 최소값 Cmin의 비 Cmax/Cmin가 1.25 이하인 강판에, 하기 식 (1)을 만족하는 온도 T1에서, 60~900초 유지하는 열처리를 실시하는, 냉간 소성 가공용 강판의 제조 방법.
80×Si＋100≤T1≤125×Si＋250 … (1)
단, 상기 식 (1) 중의 Si는, 상기 강판 중의 Si 함유량(질량%)을 의미한다.
본 발명에 의하면, 충격 흡수 에너지를 크게 할 수 있고, 또한, 소재인 강판을 얇게 할 수 있다.
도 1은, 본 발명의 일 실시 형태에 따른 충격 흡수 부재를 갖는 자동차 차체의 주요부의 모식적인 사시도이다.
도 2 (A)는, 프런트 사이드 멤버의 단면도이며, 프런트 사이드 멤버를 길이 방향으로 본 상태를 나타내고 있다. 도 2 (B)는, 센터 필러 베이스의 단면도이며, 센터 필러 베이스를 높이 방향으로 본 상태를 나타내고 있다. 도 2 (C)는, 센터 필러 본체의 단면도이며, 센터 필러 본체를 높이 방향으로 본 상태를 나타내고 있다.
도 3은, 본 실시 형태에 따른 충격 흡수 부재의 소재로서의 고강도 강판에 있어서의 석출물의 석출 상태를 나타내는 이미지도이다.
도 4는, 고강도 강판으로부터 충격 흡수 부재를 제조하는 공정을 나타내는 모식도이며, 고강도 강판을 제조하는 제철소에서 제1의 열처리 공정이 행해지는 경우를 나타내고 있다.
도 5는, 고강도 강판으로부터 충격 흡수 부재를 제조하는 공정을 나타내는 모식도이며, 코일 센터에서 제1의 열처리 공정이 행해지는 경우를 나타내고 있다.
도 6은, 고강도 강판으로부터 충격 흡수 부재를 제조하는 공정을 나타내는 모식도이며, 충격 흡수 부재의 부품 공장(성형 공장)에서 제1의 열처리 공정이 행해지는 경우를 나타내고 있다.
도 7 (A)는, 굽힘 부품을 길이 방향과 직교하는 방향에서 본 측면도이며, 도 7 (B)는, 굽힘 부품을 길이 방향에서 본 도면이다.
도 8 (A)는, 전단 시험의 개요도이다. 도 8 (B)는, 전단 시험에 관한 설명도이다.
도 9 (A)는, 인장 강도와 굽힘 하중의 관계를 나타내는 그래프이다. 도 9 (B)는, 인장 강도와 굽힘 변형 시의 충격 흡수 에너지의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 10 (A)는, 굽힘 부재의 길이 수직 방향에 있어서의 당해 굽힘 부재의 변형량(스트로크)과, 굽힘 부재에 발생하는 하중의 관계의 일례를 나타내는 그래프이다. 도 10 (B)는, 굽힘 부재의 길이 수직 방향에 있어서의 당해 굽힘 부재의 변형량(스트로크)과, 굽힘 부재의 흡수 에너지의 관계의 일례를 나타내는 그래프이다.
도 11 (A)는, 축 압궤 부품의 측면도이며, 도 11 (B)는, 도 11 (A)의 XIB-XIB선을 따르는 단면도이다.
도 12는, 인장 강도와 축 압궤 변형 시의 충격 흡수 에너지의 관계를 나타내는 그래프이다.
이하에서는, 우선, 본 발명을 도출하기에 이른 경위를 설명하고, 다음에, 실시 형태를 상세하게 설명한다.
＜본 발명을 도출하기에 이른 경위＞
자동차 차체의 경량화를 위해, 자동차 차체를 구성하는 차체 부재의 박형화가 진행되고 있다. 차체 부재에는, 충격 흡수 부재가 포함된다. 충격 흡수 부재는, 자동차가 물체에 충돌했을 때의 충격을 흡수하는 부재이다. 충격 흡수 부재로서, 축 압궤 부품과, 굽힘 부품을 예시할 수 있다.
축 압궤 부품은, 당해 축 압궤 부품의 축방향으로 압축하면서 찌그러짐으로써, 충격을 흡수한다. 축 압궤 부품으로서, 프런트 사이드 멤버, 크래시 박스, 리어 사이드 멤버, 서브 프레임, 및, 플로어 크로스 멤버를 예시할 수 있다.
굽힘 부품은, 당해 굽힘 부품이 굽힘력을 받으면서 굽힘 변형함으로써, 충격을 흡수한다. 굽힘 부품으로서, A 필러, 센터 필러(B 필러), C 필러, 사이드 실, 및, 루프 사이드 레일을 예시할 수 있다.
이러한 충격 흡수 부재는, 냉연강판(이하, 이 강판을 「고강도 강판」 또는 「냉간 소성 가공용 강판」이라고도 한다.)을 절단하고, 프레스 성형하고, 도장하고, 도장 후에 소부(燒付) 도장(소부 경화 처리)을 행함으로써, 성형되는 경우가 있다. 이러한 충격 흡수 부재의 소재인 강판에 있어서는, 통상, 최종 어닐링 후의 열처리로서는, 소부 처리가 행해진다. 그리고, 일반적으로는, 상기 최종 어닐링 후에 템퍼링 처리를 행하면, 오히려 소부 경화량이 저하한다고 생각되고 있었다. 그러나, 본원 발명자는, 예의 연구한 결과, 최종 어닐링 후에 일정한 조건 하에서 템퍼링 처리를 행하고, 그 후에 소부 경화 처리를 행함으로써, 소부 경화에 의한 경화량을 보다 크게 할 수 있다고 하는 지견을 얻고, 본 발명을 도출하기에 이르렀다.
＜실시 형태의 설명＞
이하, 본 발명의 실시 형태에 대해 도면을 참조하면서 설명한다.
＜자동차 차체＞
도 1은, 본 발명의 일 실시 형태에 따른 충격 흡수 부재를 갖는 자동차 차체(100)(이하에서는, 간단히 「차체(100)」라고도 한다.)의 주요부의 모식적인 사시도이다. 도 1을 참조하여, 차체(100)는, 예를 들면 승용차이다. 상기 승용차의 일례로서, 세단형 승용차, 쿠페형 승용차, 해치백형 승용차, 미니밴형 승용차, SUV(Sport Utility Vehicle)형 승용차 등을 들 수 있다.
본 실시 형태에서는, 차체(100)의 차 길이 방향, 차 폭 방향, 및, 차 높이 방향을, 각각, 길이 방향 X, 폭 방향 Y, 및, 높이 방향 Z라고 한다.
차체(100)는, 충격 흡수 부재이고 또한 축 압궤 부품으로서의 프런트 사이드 멤버(1)와, 크래시 박스(2)와, 리어 사이드 멤버(3)와, 플로어 크로스 멤버(4)와, 서브 프레임(5)을 갖고 있다. 이들 축 압궤 부품은, 자동차의 충돌 시에, 당해 축 압궤 부품의 축방향으로 소성 변형하여 찌그러지면서 줄어듦으로써, 충격을 흡수한다.
또, 차체(100)는, 충격 흡수 부재이고 또한 굽힘 부품으로서의 A 필러(11)와, 센터 필러(12)와, C 필러(13)와, 사이드 실(14)과, 루프 사이드 레일(15)을 갖고 있다. 이들 굽힘 부품은, 자동차의 충돌 시에, 굽힘 변형(소성 변형)함으로써, 충격을 흡수한다.
또한, 축 압궤 부품은, 모두, 소재인 강판으로부터 축 압궤 부품으로 성형될 때까지 실시되는 열처리는 서로 동일하다. 따라서, 이하에서는, 축 압궤 부품으로서, 프런트 사이드 멤버(1)를 예로 설명하고, 다른 축 압궤 부품의 상세한 설명을 생략한다. 마찬가지로, 굽힘 부품은, 모두, 소재인 강판으로부터 굽힘 부품으로 성형될 때까지 실시되는 열처리는 서로 동일하다. 따라서, 이하에서는, 굽힘 부품으로서 센터 필러(12)를 예로 설명하고 다른 굽힘 부품의 상세한 설명을 생략한다.
＜프런트 사이드 멤버＞
도 2 (A)는, 프런트 사이드 멤버(1)의 단면도이며, 프런트 사이드 멤버(1)를 길이 방향 X로 본 상태를 나타내고 있다. 도 1 및 도 2 (A)에 나타내어져 있는 프런트 사이드 멤버(1)는, 자동차의 전방에서 충격 하중을 받았을 때에, 길이 방향 X를 따라 찌그러지도록 구성되어 있다. 즉, 프런트 사이드 멤버(1)는, 자동차의 충돌 시, 특히 전면 충돌 시에 있어서의 충격 흡수 부재로서 이용된다. 플로어 사이드 멤버(1)는, 차체(100)의 전방부에 좌우 한 쌍 배치되어 있다.
프런트 사이드 멤버(1)는, 복수의 강판을 용접함으로써 형성된, 폐단면을 갖는 중공 부재이며, 길이 방향 X를 길이 방향으로 하여 가늘고 긴 빔 형상으로 형성되어 있다. 길이 방향 X에 있어서의 적어도 일부에 있어서, 프런트 사이드 멤버(1)는, 길이 방향 X와 직교하는 단면이 폐단면을 구성하고 있다. 또한, 「폐단면」이란, 부재의 길이 방향의 적어도 일부에 있어서, 길이 방향과 직교하는 단면에 있어서, 당해 부재가 무단(無端) 환상으로 형성되어 있는 것을 의미하고 있다. 이 폐단면 형상은, 예를 들면 직사각형상이다.
프런트 사이드 멤버(1)는, 폭 방향 Y에 있어서의 당해 프런트 사이드 멤버(1)의 일방측 부분을 구성하는 제1 반부(半部)(20)와, 폭 방향 Y에 있어서의 당해 프런트 사이드 멤버(1)의 타방측 부분을 구성하는 제2 반부(30)를 갖고 있다.
제1 반부(20) 및 제2 반부(30)는, 각각, 강판을 프레스 가공함으로써 박판 형상으로 형성되어 있다. 이 강판은, 바람직하게는 고강도 강판이며, 이 강판의 인장 강도는, 바람직하게는 780MPa 이상이다. 이 강판은, 보다 바람직하게는 초고강도 강판이고, 이 경우의 인장 강도는, 바람직하게는 980MPa 이상이며, 보다 바람직하게는 1180MPa이고, 더욱 바람직하게는 1470MPa 이상이다. 이와 같이, 고강도 강판으로 충격 흡수 부재로서의 프런트 사이드 멤버(1)를 형성함으로써, 프런트 사이드 멤버(1)의 판두께를 얇게 하면서, 충분한 충격 흡수 에너지를 발생시킬 수 있다.
제1 반부(20) 및 제2 반부(30)는, 각각, 길이 방향 X에서 봐서 해트 형상으로 형성되어 있다. 제1 반부(20)와 제2 반부(30)는, 플랜지 결합에 의해 일체화됨으로써 프런트 사이드 멤버(1)를 형성하고 있다. 또한, 제1 반부(20) 및 제2 반부(30) 중 어느 한쪽이, 길이 방향 X에서 봐서 굽혀지지 않은 평판 형상으로 형성되어 있어도 된다. 또, 길이 방향 X에서 봐서 환상(예를 들면, 직사각형 등의 다각환 형상, 원환 형상, 또는, 타원 형상 등)으로 형성된 관 형상 부재에 의해 제1 반부(20) 및 제2 반부(30)가 일체 성형되어 있어도 된다(예를 들면, 후술의 도 11 (B) 참조). 또한, 이하에서는, 특별히 설명이 없는 경우, 프런트 사이드 멤버(1)는, 길이 방향 X에서 본 상태를 기준으로 설명한다.
제1 반부(20)는, 제1 벽부(21)와, 한 쌍의 제1 능선부(22, 22)와, 한 쌍의 제2 벽부(23, 23)와, 한 쌍의 제2 능선부(24, 24)와, 한 쌍의 플랜지(25, 25)를 갖고 있다.
제1 벽부(21)는, 본 실시 형태에서는, 세로벽이고, 제1 반부(20)의 해트 형상에 있어서의 천장벽이며, 높이 방향 Z로 곧게 연장되어 있다. 높이 방향 Z에 있어서의 제1 벽부(21)의 한 쌍의 단부에, 한 쌍의 제1 능선부(22, 22)가 연속하고 있다. 제1 능선부(22)는, 본 실시 형태에서는, 길이 방향 X에서 봐서 굴곡 형상으로 형성되어 있으며, 소정의 곡률 반경을 갖고 있다. 제1 능선부(22)는, 제1 벽부(21)로부터 제2 벽부(23)를 향함에 따라 폭 방향 Y의 내측을 향하도록 나아가고 있다. 한 쌍의 제1 능선부(22, 22)에, 한 쌍의 제2 벽부(23, 23)가 연속하고 있다. 본 실시 형태에서는, 제2 벽부(23)는, 가로벽이고, 제1 반부(20)의 해트 형상에 있어서는 천장벽(제1 벽부(21))과 플랜지(25)를 연결하는 세로벽이며, 길이 방향 X로 봐서, 폭 방향 Y로 곧게 연장되어 있다. 또한, 한 쌍의 제2 벽부(23, 23)는, 폭 방향 Y에 있어서의 프런트 사이드 멤버(1)의 중앙 측으로 나아감에 따라 서로의 간격이 벌어지도록 테이퍼 형상으로 연장되어 있어도 된다.
폭 방향 Y에 있어서의 한 쌍의 제2 벽부(23)의 차량 내측 단부에, 한 쌍의 제2 능선부(24, 24)가 연속하고 있다. 제2 능선부(24)는, 본 실시 형태에서는, 길이 방향 X에서 봐서 굴곡 형상으로 형성되어 있으며, 소정의 곡률 반경을 갖고 있다. 한쪽의 제2 능선부(24)는, 대응하는 제2 벽부(23)로부터 상방으로 나아가고 있다. 다른 쪽의 제2 능선부(24)는, 대응하는 제2 벽부(23)로부터 하방으로 나아가고 있다.
상기의 구성에 있어서, 제1 능선부(22)와 제1 벽부(21)의 경계, 및, 제1 능선부(22)와 제2 벽부(23)의 경계는, 길이 방향 X로 봐서 곡률 반경이 변화하는 부분이다. 마찬가지로, 제2 능선부(24)와 제2 벽부(23)의 경계, 및, 제2 능선부(24)와 플랜지(25)의 경계는, 길이 방향 X로 봐서 곡률 반경이 변화하는 부분이다.
상기의 구성에 의해, 제1 능선부(22)로부터 제1 벽부(21) 및 제2 벽부(23)가 연장되어 있음과 더불어, 제2 능선부(24)로부터 제2 벽부(23) 및 플랜지(25)가 연장되어 있다.
제2 반부(30)는, 제1 벽부(31)와, 한 쌍의 제1 능선부(32, 32)와, 한 쌍의 제2 벽부(33, 33)와, 한 쌍의 제2 능선부(34, 34)와, 한 쌍의 플랜지(35, 35)를 갖고 있다.
제2 반부(30)는, 본 실시 형태에서는, 제1 반부(20)와는 폭 방향 Y에 대칭인 형상으로 형성되어 있다. 이 때문에, 제2 반부(30)의 각 부의 설명을 생략한다. 제1 반부(20)와 제2 반부(30)는, 한 쌍의 플랜지(25, 25)와 한 쌍의 플랜지(35, 35)가 접합되어 서로 고정되어 있다. 한 쌍의 플랜지(25, 25)와 한 쌍의 플랜지(35, 35)의 접합 방법은, 스팟, 레이저, 아크 등의 용접, 리벳, 코킹, 볼트 체결 등의 기계 접합, 및, 접착제 등에 의한 접착을 포함한다.
본 실시 형태의 프런트 사이드 멤버(1)에 관해서, 프런트 사이드 멤버(1)의 벽부, 즉 제1 벽부(21), 한 쌍의 제2 벽부(23, 23), 또는 한 쌍의 플랜지(25, 25)에 있어서, 인장 시험에서의 신장 변형이 10%일 때의 인장 응력 σ10과 전단 시험에서의 전단 변형이 10√3%(약 17.32%)일 때의 전단 응력 τ10의 비 σ10/τ10은 1.70 이하가 된다. 제1 반부(20)가 소부 경화성이 뛰어난 강판을 이용하여 형성되어 있으면, 상기의 비 σ10/τ10은 1.70 이하가 된다. 그 결과, 내(耐)충돌 성능(예를 들면, 내(耐)축 압괴 성능 등)이 높아진다. 전단 변형이 신장 변형의 √3배일 때에 있어서의 비 σ10/τ10이 채용되고 있는 이유는, 인장 시험에서의 공칭 변형(신장 변형)을, von Mises의 항복 조건에 따라, (인장 시험과 같은 상당 변형의) 전단 시험에서의 전단 변형으로 변환하면, 환산 계수는 √3이 되기 때문이다. 본 명세서에서는, 특별한 기록이 없는 경우 「응력」은, 공칭 응력, 즉, (하중/초기 시험편 단면적)을 말한다.
본 실시 형태에서는, 프런트 사이드 멤버(1)를 구성하는 제1 반부(20)는, 소부 경화성이 높은 냉연강판을 이용하여 제조되어 있다. 이 때문에, 소부 경화 열처리에 의해, 경도 또는 강도가 보다 높여진 벽부에 있어서의 비 σ10/τ10은 1.70 이하가 된다. 이러한 특성을 갖는 강판은, 다음에 상세하게 설명하는 바와 같이, 제조 프로세스를 적정화함으로써, 제조될 수 있다. 필요에 따라, 이 비 σ10/τ10의 상한을 1.65, 1.60, 1.56 또는 1.53으로 해도 된다. 이 비 σ10/τ10의 하한을 특별히 정할 필요는 없지만, 1.10, 1.20 또는 1.30으로 해도 된다.
또한, 변형이 커짐에 따라 σ/τ비는 저하하기 때문에, 후술하는 비 σ5/τ5가 1.70 이하인 경우, 비 σ10/τ10도 1.70 이하가 된다. 이 때문에, 비 σ10/τ10을 1.70 이하로 하는 것을, 비 σ5/τ5를 1.70 이하로 함으로써 변경해도 된다.
또, 프런트 사이드 멤버(1)에서는, 제1 벽부(21)의 중앙부(27)에 있어서의 비커스 경도 Hvc 250 이상, 즉, Hvc≥250이다. 본 명세서에서의 비커스 경도는, JIS Z 2244：2009 비커스 경도 시험에 준거한 경도를 말한다. 여기서의 비커스 경도는, 시험력이 4.903N(0.5kgf)에서의 비커스 경도인 HV 0.5이며, 5점 측정하여 그 평균값을 시험 결과로 한다. 중앙부(27)는, 한 쌍의 제1 능선부(22, 22) 사이의 벽부인 제1 벽부(21)의 중앙부이다. 프런트 사이드 멤버(1)를 구성하는 강판의 인장 강도가 780MPa로 함으로써, Hvc≥250을 실현할 수 있다. 환언하면, Hvc≥250임으로써, 프런트 사이드 멤버(1)를 구성하는 강판의 인장 강도가 780MPa라고 추정할 수 있다. 필요에 따라, Hvc의 하한을 270, 290, 310 또는 340으로 해도 된다. Hvc의 상한을 특별히 정할 필요는 없지만, 500, 450, 410 또는 370으로 해도 된다.
또, 프런트 사이드 멤버(1)에서는, 제1 능선부(22)에 있어서의 비커스 경도 Hvr과, 이 제1 능선부(22)에 연속하는 제1 벽부(21)의 중앙부(27)에 있어서의 비커스 경도 Hvc의 비 Hvr/Hvc가 1.10 미만이다. 이 비 Hvr/Hvc를 1.10 미만으로 함으로써 내축 압궤에 기여하는 재료를 담보할 수 있어, 충돌 성능이 높아진다. 이 비 Hvr/Hvc는, 보다 바람직하게는 1.09 미만, 1.07 미만 또는 1.06 미만이다. 또한, 이 비 Hvr/Hvc는 1.00 이상인 것이 바람직하다. 이 비 Hvr/Hvc가 1.00 미만이면, 제1 능선부(22)와 중앙부(27)에 현저한 강도차가 존재하기 때문에, 그 경계에서 파단되기 쉽다. 그 때문에, 이 비는 1.00 이상인 것이 바람직하다. 필요에 따라, 이 비의 하한을 1.02 또는 1.04로 해도 된다.
또한, 상기 제1 반부(20)의 벽부에서의 인장 응력 σ10과 전단 응력 τ10의 비 σ10/τ10의 관계는, 제2 반부(30)의 제1 벽부(31), 한 쌍의 제2 벽부(33, 33), 또는 한 쌍의 플랜지(35, 35)에서의 인장 응력 σ10과 전단 응력 τ10의 비 σ10/τ10의 관계에도 동일하게 성립한다. 또, 상기 제1 능선부(22)와 제1 벽부(21)의 중앙부(27)에 있어서의 비커스 경도의 비 Hvr/Hvc는, 제2 반부(30)에 있어서의 제1 능선부(32)와 제1 벽부(31)의 중앙부(37)에 있어서의 비커스 경도의 비 Hvr/Hvc의 관계에도 동일하게 성립한다.
이상 설명한 바와 같이, 프런트 사이드 멤버(1)는, (a1) 벽부(제1 벽부(21), 한 쌍의 제2 벽부(23, 23), 또는 한 쌍의 플랜지(25, 25) 등)에 있어서 비 σ10/τ10≤1.70으로 하는 것과, (a2) 제1 벽부(21)의 중앙부(27)에 있어서의 비커스 경도 Hvc≥250으로 하는 것의 조건을 만족하고, 보다 바람직한 구성으로서, (a3) 제1 능선부(22)의 비커스 경도 Hvr과 제1 벽부(21)의 중앙부(27)의 비커스 경도의 비 Hvr/Hvc＜1.10으로 하는 것의 3개의 조건 모두를 만족하고 있다. 이 구성에 의하면, 인장 강도 780MPa 이상의 자동차용 강판으로서 적합한 소부 경화성이 뛰어난 냉연강판을 이용하여 프런트 사이드 멤버(1)가 제조되면(소부 열처리를 포함한다.), 상기의 σ/τ비 특성(비 σ10/τ10≤1.70) 만족하게 되어, 프런트 사이드 멤버(1)의 내충돌 성능(내축 압괴 특성)이 높아진다. 이 효과는, 프런트 사이드 멤버(1)가, 제1 반부(20)와 동일한 구성을 갖는 제2 반부(30)와 제1 반부(20)를 이용하여 형성되어 있음으로써, 보다 높아진다.
이상이, 프런트 사이드 멤버(1)의 개략 구성이다. 다음에, 센터 필러(12)의 구성을 설명한다.
＜센터 필러＞
센터 필러(12)는, 자동차의 측방으로부터 충격 하중을 받았을 때에, 폭 방향 Y에 있어서의 차량 중심 측을 향하여 변형하도록 구성되어 있다. 즉, 센터 필러(12)는, 자동차의 충돌 시, 특히 측면 충돌 시에 있어서의 충격 흡수 부재로서 이용된다. 센터 필러(12)는, 길이 방향 X에 있어서의 자동차의 캐빈의 대략 중앙에 있어서 차체(100)에 좌우 한 쌍 배치되어 있다. 센터 필러(12)는, 사이드 실(14)과 루프 사이드 레일(15)에 접합되어 있다.
센터 필러(12)는, 복수의 강판을 용접함으로써 형성된, 폐단면을 갖는 중공 부재이며, 높이 방향 Z를 길이 방향으로 하여 가늘고 긴 기둥 형상으로 형성되어 있다. 높이 방향 Z에 있어서의 적어도 일부에 있어서, 센터 필러(12)는, 높이 방향 Z와 직교하는 단면이 폐단면을 구성하고 있다. 이 폐단면 형상은, 예를 들면 직사각형 형상이다.
센터 필러(12)는, 사이드 실(14)에 접합된 센터 필러 베이스(16)와, 이 센터 필러 베이스(16)로부터 상방으로 연장되어 루프 사이드 레일(15)에 접합된 센터 필러 본체(17)를 갖고 있다.
도 2 (B)는, 센터 필러 베이스(16)의 단면도이며, 센터 필러 베이스(16)를 높이 방향 Z로 본 상태를 나타내고 있다. 도 2 (B)에서는, 도 2 (B)에 있어서의 센터 필러 베이스(16)의 단면보다 안측 부분의 도시는 생략하고 있다. 도 1 및 도 2 (B)를 참조하고, 센터 필러 베이스(16)는, 센터 필러(12) 중 하부 근처의 부분에 형성되어 있으며, 높이 방향 Z에 있어서, 예를 들면, 사이드 실(14)의 상부 위치에서 플로어 크로스 멤버(4)의 상단의 높이 위치에 걸쳐 연장되어 있다. 센터 필러 베이스(16)는, 사이드 실(14) 및 센터 필러 본체(17)의 각각과, 프런트 사이드 멤버(1)에 있어서 상술한 접합 방법과 동일한 방법으로 접합 고정되어 있다.
센터 필러 베이스(16)는, 사이드 실(14)과 센터 필러 본체(17)에 의해 양단 지지되어 있으며, 이들 사이드 실(14)과 센터 필러 본체(17) 사이의 지지 스팬(SP1)이, 상대적으로 짧게 되어 있다. 이 때문에, 센터 필러 베이스(16)는, 측면 충돌 시에 있어서, 높이 방향 Z와 직교하는 단면에서의 폐단면 형상이 찌그러지는 변형을 일으킨다.
센터 필러 베이스(16)는, 폭 방향 Y에 있어서의 당해 센터 필러 베이스(16)의 외측 부분을 구성하는 제3 반부(40)와, 폭 방향 Y에 있어서의 당해 센터 필러 베이스(16)의 내측 부분을 구성하는 제4 반부(50)를 갖고 있다.
제3 반부(40) 및 제4 반부(50)는, 각각, 강판을 프레스 가공함으로써 박판 형상으로 형성되어 있다. 이 강판은, 바람직하게는 고강도 강판이다. 이 강판의 인장 강도는, 상술한 프런트 사이드 멤버(1)에 있어서의 인장 강도와 동일하게 설정되어 있으며, 바람직하게는 780MPa 이상이고, 보다 바람직하게는 1470MPa 이상이다. 이와 같이, 고강도 강판으로 충격 흡수 부재로서의 센터 필러(12)를 형성함으로써, 센터 필러(12)의 판두께를 얇게 하면서, 충분한 충격 흡수 에너지를 발생시킬 수 있다.
제3 반부(40) 및 제4 반부(50)는, 각각, 높이 방향 Z에서 봐서 해트형 형상으로 형성되어 있다. 제3 반부(40)와 제4 반부(50)는, 플랜지 결합에 의해 일체화됨으로써 센터 필러 베이스(16)를 형성하고 있다. 또한, 제3 반부(40) 및 제4 반부(50) 중 어느 한쪽이, 높이 방향 Z에서 봐서 굽혀지지 않은 평판 형상으로 형성되어 있어도 된다. 또, 높이 방향 Z에서 봐서 환상(예를 들면, 직사각형 등의 다각환 형상, 원환 형상, 또는, 타원 형상 등)으로 형성된 관 형상 부재에 의해 제3 반부(40) 및 제4 반부(50)가 일체 성형되어 있어도 된다(예를 들면, 후술의 도 11 (B) 참조). 또한, 이하에서는, 특별히 설명이 없는 경우, 센터 필러(12)는, 높이 방향 Z에서 본 상태를 기준으로 설명한다.
제3 반부(40)는, 제1 벽부(41)와, 한 쌍의 제1 능선부(42, 42)와, 한 쌍의 제2 벽부(43, 43)와, 한 쌍의 제2 능선부(44, 44)와, 한 쌍의 플랜지(45, 45)를 갖고 있다.
제1 벽부(41)는, 본 실시 형태에서는, 센터 필러 베이스(16)의 외벽이다. 길이 방향 X에 있어서의 제1 벽부(41)의 한 쌍의 단부에, 한 쌍의 제1 능선부(42, 42)가 연속하고 있다. 제1 능선부(42)는, 본 실시 형태에서는, 높이 방향 Z 방향 X에서 봐서 굴곡 형상으로 형성되어 있으며, 소정의 곡률 반경을 갖고 있다. 제1 능선부(42)는, 제1 벽부(41)로부터 제2 벽부(43)를 향함에 따라 폭 방향 Y의 내측을 향하도록 나아가고 있다. 한 쌍의 제1 능선부(42, 42)에, 한 쌍의 제2 벽부(43, 43)가 연속하고 있다. 본 실시 형태에서는, 한 쌍의 제2 벽부(43)는, 전벽 및 후벽이며, 폭 방향 Y로 연장되어 있다. 또한, 한 쌍의 제2 벽부(23, 23)는, 폭 방향 Y에 있어서의 자동차의 중앙 측으로 나아감에 따라 서로의 간격이 벌어지도록 테이퍼 형상으로 연장되어 있어도 된다.
폭 방향 Y에 있어서의 한 쌍의 제2 벽부(43)의 차량 내측 단부에, 한 쌍의 제2 능선부(44, 44)가 연속하고 있다. 제2 능선부(44)는, 본 실시 형태에서는, 높이 방향 Z에서 봐서 굴곡 형상으로 형성되어 있으며, 소정의 곡률 반경을 갖고 있다. 한쪽의 제2 능선부(44)는, 대응하는 제2 벽부(43)로부터 전방으로 나아가고 있다. 다른 쪽의 제2 능선부(24)는, 대응하는 제2 벽부(23)로부터 후방으로 나아가고 있다.
상기의 구성에 있어서, 제1 능선부(42)와 제1 벽부(41)의 경계, 및, 제1 능선부(42)와 제2 벽부(43)의 경계는, 높이 방향 Z로 봐서 곡률 반경이 변화하는 부분이다. 마찬가지로, 제2 능선부(44)와 제2 벽부(43)의 경계, 및, 제2 능선부(44)와 플랜지(45)의 경계는, 높이 방향 Z로 봐서 곡률 반경이 변화하는 부분이다.
상기의 구성에 의해, 제1 능선부(42)로부터 제1 벽부(41) 및 제2 벽부(43)가 연장되어 있음과 더불어, 제2 능선부(44)로부터 제2 벽부(43) 및 플랜지(45)가 연장되어 있다.
제4 반부(50)는, 제1 벽부(51)와, 한 쌍의 제1 능선부(52, 52)와, 한 쌍의 제2 벽부(53, 53)와, 한 쌍의 제2 능선부(54, 54)와, 한 쌍의 플랜지(55, 55)를 갖고 있다.
제4 반부(50)는, 본 실시 형태에서는, 제3 반부(40)와는 폭 방향 Y에 대략 대칭인 형상으로 형성되어 있다. 이 때문에, 제4 반부(50)의 각 부의 설명을 생략한다. 제3 반부(40)와 제4 반부(50)는, 한 쌍의 플랜지(45, 45)와 한 쌍의 플랜지(55, 55)가 접합되어 서로 고정되어 있다. 한 쌍의 플랜지(45, 45)와 한 쌍의 플랜지(55, 55)의 접합 방법은, 프런트 사이드 멤버(1)에 있어서 상술한 접합 방법과 동일하다.
센터 필러 베이스(16)에서는, 제3 반부(40)의 벽부, 즉, 제1 벽부(41), 한 쌍의 제2 벽부(43, 43), 또는 한 쌍의 플랜지(45, 45)에 있어서, 인장 시험에서의 신장 변형이 5%일 때의 인장 응력 σ5와 전단 시험에서의 전단 변형이 5√3%(약 8.66%)일 때의 전단 응력 τ5의 비 σ5/τ5는 1.70 이하가 된다. 변형이 커짐에 따라 σ/τ비는 저하하기 때문에, 비 σ5/τ5가 1.70 이하인 경우, 제3 반부(40)의 벽부에 있어서의 비 σ10/τ10도 1.70 이하가 된다. 제3 반부(40)가 소부 경화성이 낮은 냉연강판을 이용하여 제조되었을 경우, 이 비 σ5/τ5도 1.70을 초과하는 결과가 된다. 이 경우, 재료가 소성 변형하지 않고 곧 파단되어 버려, 부재로서의 충분한 내충돌 성능(예를 들면, 내굽힘 성능)을 얻을 수 없게 된다. 이 때문에, 이 비 σ5/τ5를 1.70 이하로 한다.
본 실시 형태에서는, 센터 필러 베이스(16)를 구성하는 제3 반부(40)는, 소부 경화성이 높은 냉연강판을 이용하여 제조되어 있다. 이 때문에, 소부 경화 열처리에 의해, 경도 또는 강도가 보다 높여진 벽부에 있어서의 비 σ5/τ5는 1.70 이하가 된다. 이러한 특성을 갖는 냉연강판은, 다음에 상세하게 설명하는 바와 같이, 제조 프로세스를 적정화함으로써, 제조될 수 있다. 또한, 필요에 따라, 이 비 σ5/τ5의 상한을 1.65, 1.60, 1.56 또는 1.53으로 해도 된다. 이 비 σ5/τ5의 하한을 특별히 정할 필요는 없지만, 1.10, 1.20 또는 1.30으로 해도 된다.
또, 센터 필러 베이스(16)의 제3 반부(40)에서는, 제2 벽부(43)의 중앙부(47)에 있어서의 비커스 경도 Hvc가 250 이상, 즉, Hvc≥250이다. 중앙부(47)는, 제1 능선부(42)와, 플랜지(45)에 연속하는 제2 능선부(44) 사이의 벽부인 제2 벽부(43)의 중앙부이다. 제3 반부(40)를 구성하는 강판의 인장 강도가 780MPa로 함으로써, Hvc≥250을 실현할 수 있다. 환언하면, Hvc≥250임으로써, 제3 반부(40)를 구성하는 강판의 인장 강도가 780MPa라고 추정할 수 있다. 필요에 따라, Hvc의 하한을 270, 290, 310 또는 340으로 해도 된다. Hvc의 상한을 특별히 정할 필요는 없지만, 500, 450, 410 또는 370으로 해도 된다.
또, 센터 필러 베이스(16)에서는, 제3 반부(40)의 제1 능선부(42)에 있어서의 비커스 경도 Hvr과, 이 제1 능선부(42)에 연속하는 제2 벽부(43)의 중앙부(47)에 있어서의 비커스 경도 Hvc의 비 Hvr/Hvc가 1.05 이상이다. 이 비 Hvr/Hvc를 1.05 이상으로 함으로써, 가공 경화를 높게 할 수 있고, 굽힘 변형에 기여하는 재료의 강도를 담보할 수 있어, 충돌 성능이 높아진다. 이 비 Hvr/Hvc를 1.07 이상, 1.09 이상 또는 1.10 이상으로 함으로써, 보다 충돌 성능을 높일 수 있다. 이 비 Hvr/Hvc를 1.12 이상, 1.14 이상 또는 1.15 이상으로 하는 것이 보다 바람직하다. 또한, 이 비 Hvr/Hvc가 1.30을 초과하면, 제1 능선부(42)와 중앙부(47)에 현저한 강도차가 존재하기 때문에, 그 경계에서 파단되기 쉽다. 그 때문에, 이 비 Hvr/Hvc는 1.30 이하인 것이 바람직하다. 필요에 따라, 이 비의 상한을 1.25 또는 1.20으로 해도 된다.
또한, 상기 제3 반부(40)의 벽부에서의 인장 응력 σ5와 전단 응력 τ5의 비 σ5/τ5의 관계는, 제4 반부(50)의 벽부, 즉, 제1 벽부(51), 한 쌍의 제2 벽부(53, 53), 또는 한 쌍의 플랜지(55, 55)에서의 인장 응력 σ5와 전단 응력 τ5의 비 σ5/τ5의 관계에도 동일하게 성립해도 되고, 성립하지 않아도 된다. 마찬가지로, 제3 반부(40)에 있어서의 제1 능선부(42)와 제2 벽부(43)의 중앙부(47)에 있어서의 비커스 경도의 비 Hvr/Hvc는, 제4 반부(50)에 있어서의 제1 능선부(52)와 제2 벽부(53)의 중앙부(57)에 있어서의 비커스 경도의 비 Hvr/Hvc의 관계에도 성립해도 되고, 성립하지 않아도 된다. 왜냐하면, 센터 필러 베이스(16)에 있어서는, 제3 반부(40) 및 제4 반부(50) 중, 주로 제4 반부(50)가 충격 하중을 받아 굽힘 변형을 일으키기 때문에, 제4 반부(50)에는, 제3 반부(40) 정도의 높은 충격 흡수 성능은 요구되지 않기 때문이다. 즉, 본 실시 형태에서는, 센터 필러 베이스(16)의 적어도 편측의 반부(구체적으로는, 폭 방향 Y에 있어서의 당해 센터 필러 베이스(16)의 외측 부분을 구성하는 제3 반부(40))가, 상기 특성(후술의 (b1) 및 (b2) 등)을 만족하고 있으면 된다.
이상 설명한 바와 같이, 센터 필러 베이스(16)의 (b1) 벽부(제1 벽부(41), 한 쌍의 제2 벽부(43, 43), 또는 한 쌍의 플랜지(45, 45) 등)에 있어서 비 σ5/τ5≤1.70으로 하는 것과, (b2) 제2 벽부(43)의 중앙부(47)에 있어서의 비커스 경도 Hvc≥250으로 하는 것의 조건을 만족하고, 보다 바람직한 구성으로서, (b3) 제1 능선부(42)의 비커스 경도 Hvr과 제2 벽부(43)의 중앙부(47)의 비커스 경도 Hvc의 비 Hvr/Hvc≥1.05로 하는 것의 3개의 조건 모두를 만족하고 있다. 이 구성에 의하면, 인장 강도 780MPa 이상의 자동차용 강판으로서 적합한 소부 경화성이 뛰어난 냉연강판을 이용하여 센터 필러 베이스(16)가 제조되면(소부 열처리를 포함한다.), 상기의 σ/τ비 특성(비 σ5/τ5≤1.70) 만족하게 되어, 센터 필러 베이스(16)의 내충돌 성능(내굽힘 특성)이 높아진다.
이상이, 센터 필러 베이스(16)의 개략 구성이다. 다음에, 센터 필러 본체(17)의 구성을 설명한다.
도 2 (C)는, 센터 필러 본체(17)의 단면도이며, 센터 필러 본체(17)를 높이 방향 Z로 본 상태를 나타내고 있다. 도 2 (C)에서는, 도 2 (C)에 있어서의 센터 필러 본체(17)의 단면보다 안측 부분의 도시는 생략하고 있다. 도 1 및 도 2 (C)를 참조하고, 센터 필러 본체(17)는, 센터 필러(12) 중 중간부 및 상부로서 설치되어 있으며, 높이 방향 Z에 있어서, 예를 들면, 플로어 크로스 멤버(4)의 상단의 높이 위치에서 루프 사이드 레일(15)에 걸쳐 연장되어 있다. 센터 필러 본체(17)는, 센터 필러 베이스(16) 및 루프 사이드 레일(15) 각각과, 프런트 사이드 멤버(1)에 있어서 상술한 접합 방법과 동일한 방법으로 접합 고정되어 있다.
센터 필러 본체(17)는, 센터 필러 베이스(16)와 루프 사이드 레일(15)에 의해 양단 지지되어 있으며, 이들 센터 필러 본체(17)와 루프 사이드 레일(15) 사이의 지지 스팬(SP2)이, 상대적으로 길게 되어 있다. 이 때문에, 센터 필러 본체(17)는, 측면 충돌 시에 있어서, 폭 방향 Y의 내측으로 볼록하게 되는 활등 형상으로 굽힘 변형한다.
측면 충돌 시에 있어서, 센터 필러 본체(17)에 있어서의 충격 흡수 에너지는, 굽힘 변형에 의해 발생하는 편이, 폐단면 형상의 찌그러지는 변형에 의해 발생하는 것보다 크다. 한편, 센터 필러 베이스(16)에 있어서의 충격 흡수 에너지는, 굽힘 변형에 의해 발생하는 것보다, 폐단면 형상의 찌그러지는 변형에 의해 발생하는 편이 크다. 이와 같이, 측면 충돌 시에 있어서의 충격 흡수의 양태는, 센터 필러 베이스(16)와 센터 필러 본체(17)에서 상이하다. 이러한 양태의 차이는, 높이 방향 Z에 있어서의 센터 필러 베이스(16)의 길이와 센터 필러 본체(17)의 길이의 차이에 기인하고 있다. 센터 필러 본체(17)의 길이는, 센터 필러 베이스(16)의 길이보다 길다.
센터 필러 본체(17)는, 폭 방향 Y에 있어서의 당해 센터 필러 본체(17)의 외측 부분을 구성하는 제5 반부(60)와, 폭 방향 Y에 있어서의 당해 센터 필러 본체(17)의 내측 부분을 구성하는 제6 반부(70)를 갖고 있다.
제5 반부(60) 및 제6 반부(70)는, 각각, 강판을 프레스 가공함으로써 박판 형상으로 형성되어 있다. 이 강판은, 바람직하게는 고강도 강판이다. 이 강판의 인장 강도는, 상술한 프런트 사이드 멤버(1)에 있어서의 인장 강도와 동일하게 설정되어 있으며, 바람직하게는 780MPa 이상이고, 보다 바람직하게는, 1470MPa 이상이다. 센터 필러 본체(17)를 구성하는 강재의 인장 강도는, 바람직하게는, 센터 필러 베이스(16)를 구성하는 강재의 인장 강도보다 크다.
제5 반부(60) 및 제6 반부(70)는, 각각, 높이 방향 Z에서 봐서 해트형 형상으로 형성되어 있다. 제5 반부(60)와 제6 반부(70)는, 플랜지 결합에 의해 일체화됨으로써 센터 필러 본체(17)를 형성하고 있다. 또한, 제5 반부(60) 및 제6 반부(70) 중 어느 한쪽이, 높이 방향 Z에서 봐서 굽혀지지 않은 평판 형상으로 형성되어 있어도 된다. 또, 높이 방향 Z에서 봐서 환상(예를 들면, 직사각형 등의 다각환 형상, 원환 형상, 또는, 타원 형상 등)으로 형성된 관 형상 부재에 의해 제5 반부(60) 및 제6 반부(70)가 일체 성형되어 있어도 된다(예를 들면, 후술의 도 11 (B) 참조).
제5 반부(60)는, 제1 벽부(61)와, 한 쌍의 제1 능선부(62, 62)와, 한 쌍의 제2 벽부(63, 63)와, 한 쌍의 제2 능선부(64, 64)와, 한 쌍의 플랜지(65, 65)를 갖고 있다.
제1 벽부(61)는, 본 실시 형태에서는 센터 필러 본체(17)의 외벽이다. 길이 방향 X에 있어서의 제1 벽부(61)의 한 쌍의 단부에, 한 쌍의 제1 능선부(62, 62)가 연속하고 있다. 제1 능선부(62)는, 본 실시 형태에서는, 높이 방향 Z에서 봐서 굴곡 형상으로 형성되어 있으며, 소정의 곡률 반경을 갖고 있다. 제1 능선부(62)는, 제1 벽부(61)로부터 제2 벽부(63)를 향함에 따라 폭 방향 Y의 내측을 향하도록 나아가고 있다. 한 쌍의 제1 능선부(62, 62)에, 한 쌍의 제2 벽부(63, 63)가 연속하고 있다. 본 실시 형태에서는, 한 쌍의 제2 벽부(63, 63)는, 전벽 및 후벽이며, 폭 방향 Y로 연장되어 있다. 또한, 한 쌍의 제2 벽부(63, 63)는, 폭 방향 Y에 있어서의 자동차의 중앙 측으로 나아감에 따라 서로의 간격이 벌어지도록 테이퍼 형상으로 연장되어 있어도 된다.
폭 방향 Y에 있어서의 한 쌍의 제2 벽부(63)의 차량 내측 단부에, 한 쌍의 제2 능선부(64, 64)가 연속하고 있다. 제2 능선부(64)는, 본 실시 형태에서는, 높이 방향 Z에서 봐서 굴곡 형상으로 형성되어 있으며, 소정의 곡률 반경을 갖고 있다. 한쪽의 제2 능선부(64)는, 대응하는 제2 벽부(63)로부터 전방으로 나아가고 있다. 다른 쪽의 제2 능선부(64)는, 대응하는 제2 벽부(63)로부터 후방으로 나아가고 있다.
상기의 구성에 있어서, 제1 능선부(62)와 제1 벽부(61)의 경계, 및, 제1 능선부(62)와 제2 벽부(63)의 경계는, 높이 방향 Z로 봐서 곡률 반경이 변화하는 부분이다. 마찬가지로, 제2 능선부(64)와 제2 벽부(63)의 경계, 및, 제2 능선부(64)와 플랜지(65)의 경계는, 높이 방향 Z로 봐서 곡률 반경이 변화하는 부분이다.
상기의 구성에 의해, 제1 능선부(62)로부터 제1 벽부(61) 및 제2 벽부(63)가 연장되어 있음과 더불어, 제2 능선부(64)로부터 제2 벽부(63) 및 플랜지(65)가 연장되어 있다.
제6 반부(70)는, 제1 벽부(71)와, 한 쌍의 제1 능선부(72, 72)와, 한 쌍의 제2 벽부(73, 73)와, 한 쌍의 제2 능선부(74, 74)와, 한 쌍의 플랜지(75, 75)를 갖고 있다.
제6 반부(70)는, 본 실시 형태에서는, 제1 반부(60)와는 폭 방향 Y에 대략 대칭인 형상으로 형성되어 있다. 이 때문에, 제2 반부(70)의 각 부의 설명을 생략한다. 제1 반부(60)와 제2 반부(70)는, 한 쌍의 플랜지(65, 65)와 한 쌍의 플랜지(75, 75)가 접합되어 서로 고정되어 있다. 한 쌍의 플랜지(65, 65)와 한 쌍의 플랜지(75, 75)의 접합 방법은, 프런트 사이드 멤버(1)에 있어서 상술한 접합 방법과 동일하다.
센터 필러 본체(17)에서는, 제5 반부(60)의 벽부, 즉, 제1 벽부(61), 한 쌍의 제2 벽부(63, 63), 또는 한 쌍의 플랜지(65, 65)에 있어서, 인장 시험에서의 신장 변형이 5%일 때의 인장 응력 σ5와 전단 시험에서의 전단 변형이 5√3%(약 8.66%)일 때의 전단 응력 τ5의 비 σ5/τ5가 1.70 이하가 된다. 변형이 커짐에 따라 σ/τ비는 저하하기 때문에, 비 σ5/τ5가 1.70 이하인 경우, 제5 반부(60)에 있어서의 비 σ10/τ10도 1.70 이하가 된다. 제5 반부(60)가 소부 경화성이 낮은 강판을 이용하여 제조되었을 경우, 이 비 σ5/τ5도 1.70을 초과하는 결과가 된다. 이 경우, 재료가 소성 변형하지 않고 곧 파단되어 버려, 부재로서의 충분한 내충격 성능(예를 들면, 내굽힘 성능)을 얻을 수 없게 된다. 이 때문에, 이 비 σ5/τ5를 1.70 이하로 한다.
본 실시 형태에서는, 센터 필러 본체(17)를 구성하는 제5 반부(60)는, 소부 경화도가 높은 냉연강판을 이용하여 제조되어 있다. 이 때문에, 소부 경화 열처리에 의해, 경도 또는 강도가 보다 높여진 벽부에 있어서, 비 σ5/τ5≤1.70이 된다. 이러한 특성을 갖는 강판은, 다음에 상세하게 설명하는 바와 같이, 제조 프로세스를 적정화함으로써, 제조될 수 있다. 또한, 필요에 따라, 이 비 σ5/τ5의 상한을 1.65, 1.60, 1.56 또는 1.53으로 해도 된다. 이 비 σ5/τ5의 하한을 특별히 정할 필요는 없지만, 1.10, 1.20 또는 1.30으로 해도 된다.
또, 센터 필러 본체(17)의 제5 반부(60)에서는, 제2 벽부(63)의 중앙부(67)에 있어서의 비커스 경도 Hvc가 250 이상, 즉, Hvc≥250이다. 중앙부(67)는, 제1 능선부(62)와, 플랜지(65)에 연속하는 제2 능선부(64) 사이의 벽부인 제2 벽부(63)의 중앙부이다. 제5 반부(60)를 구성하는 강판의 인장 강도가 780MPa로 함으로써, Hvc≥250을 실현할 수 있다. 환언하면, Hvc≥250임으로써, 제5 반부(60)를 구성하는 강판의 인장 강도가 780MPa라고 추정할 수 있다. 필요에 따라, Hvc의 하한을 270, 290, 310 또는 340으로 해도 된다. Hvc의 상한을 특별히 정할 필요는 없지만, 500, 450, 410 또는 370으로 해도 된다.
또, 센터 필러 본체(17)에서는, 제5 반부(60)의 제1 능선부(62)에 있어서의 비커스 경도 Hvr과, 이 제1 능선부(62)에 연속하는 제2 벽부(63)의 중앙부(67)에 있어서의 비커스 경도 Hvc의 비 Hvr/Hvc가 1.05 이상이다. 이 비 Hvr/Hvc를 1.05 이상으로 함으로써, 가공 경화를 높게 할 수 있고, 굽힘 변형에 기여하는 재료의 강도를 담보할 수 있어, 충돌 성능이 높아진다. 이 비 Hvr/Hvc를 1.07 이상, 1.09 이상 또는 1.10 이상으로 함으로써, 보다 충돌 성능을 높일 수 있다. 또한, 센터 필러(12)에 있어서, 센터 필러 본체(17)는, 높이 방향 Z에 있어서의 지지 스팬이 긴 장(長)스팬 부재이기 때문에, 휨량이 커지고, 그 결과, 제1 능선부(62)의 특성이 충격 흡수 성능에 특히 영향을 준다. 이 때문에, 센터 필러 본체(17)에 있어서의 이 비 Hvr/Hvc는, 보다 바람직하게는, 1.10 이상이다. 이 비 Hvr/Hvc를 1.12 이상, 1.14 이상 또는 1.15 이상으로 하는 것이 보다 한층 더 바람직하다. 또한, 이 비 Hvr/Hvc는, 1.30 이하인 것이 바람직하다. 이 비 Hvr/Hvc가 1.3을 초과하면, 제1 능선부(61)와 중앙부(67)에 현저한 강도차가 존재하기 때문에, 그 경계에서 파단되기 쉽다. 그 때문에, 이 비 Hvr/Hvc는 1.30 이하인 것이 바람직하다. 필요에 따라, 이 비의 상한을 1.25 또는 1.20으로 해도 된다.
또한, 상기 제5 반부(60)의 벽부에서의 인장 응력과 전단 응력의 비 σ5/τ5의 관계는, 제6 반부(70)의 벽부, 즉, 제1 벽부(71), 한 쌍의 제2 벽부(73, 73), 또는 한 쌍의 플랜지(75, 75)에서의 인장 응력과 전단 응력의 비 σ5/τ5의 관계에도 동일하게 성립해도 되고, 성립하지 않아도 된다. 마찬가지로, 제5 반부(60)에 있어서의 제1 능선부(62)와 제2 벽부(63)의 중앙부(67)에 있어서의 비커스 경도의 비 Hvr/Hvc는, 제6 반부(70)에 있어서의 제1 능선부(72)와 제2 벽부(73)의 중앙부(77)에 있어서의 비커스 경도의 비 Hvr/Hvc의 관계에도 성립해도 되고, 성립하지 않아도 된다. 왜냐하면, 센터 필러 본체(17)에 있어서는, 제1 반부(60) 및 제2 반부(70) 중, 주로 제1 반부(60)가 충격 하중을 받아 굽힘 변형을 일으키기 때문에, 제2 반부(70)에는, 제1 반부(60) 정도의 높은 충격 흡수 성능은 요구되지 않기 때문이다. 즉, 본 실시 형태에서는, 센터 필러 본체(17)의 적어도 편측의 반부(구체적으로는, 폭 방향 Y에 있어서의 당해 센터 필러 본체(17)의 외측 부분을 구성하는 제5 반부(60))가, 상기 특성(후술의 (c1) 및 (c2) 등)을 만족하고 있으면 된다.
이상 설명한 바와 같이, 센터 필러 본체(17)의 제5 반부(60)는, (c1) 벽부(제1 벽부(61), 한 쌍의 제2 벽부(63, 63), 또는 한 쌍의 플랜지(65, 65) 등)에 있어서 비 σ5/τ5≤1.70으로 하는 것과, (c2) 제2 벽부(63)의 중앙부(67)에 있어서의 비커스 경도 Hvc≥250으로 하는 것의 조건을 만족하고, 보다 바람직한 구성으로서, (c3) 제1 능선부(62)의 비커스 경도 Hvr과 제2 벽부(63)의 중앙부(67)의 비커스 경도 Hvc의 비 Hvr/Hvc≥1.05로 하는 것의 3개의 조건 모두를 만족하고 있다. 이 구성에 의하면, 인장 강도 780MPa 이상의 자동차용 강판으로서 적합한 소부 경화성이 뛰어난 냉연강판을 이용하여 센터 필러 본체(17)가 제조되면(소부 열처리를 포함한다.), 상기의 σ/τ비 특성(비 σ5/τ5≤1.70) 만족하게 되어, 센터 필러 본체(17)의 내충돌 성능(내굽힘 특성)이 높아진다.
이상이, 센터 필러(12)의 개략 구성이다. 다음에, 충격 흡수 부재의 축 압궤 부품으로서의 프런트 사이드 멤버(1)의 제조 방법과, 충격 흡수 부재의 굽힘 부품으로서의 센터 필러(12)의 제조 방법을 설명한다.
＜충격 흡수 부재의 소재인 고강도 강판＞
본 실시 형태의 프런트 사이드 멤버(1) 및 센터 필러(12) 등의 충격 흡수 부재의 재료인 고강도 강판(냉간 소성 가공용 강판) 및 제품인 프런트 사이드 멤버(1) 및 센터 필러(12)는, 인장 강도 780MPa 이상, 또한, 강판의 두께 방향 단면에 있어서의 Si 함유량의 최대값 Cmax(단위：질량%)와 최소값 Cmin(단위：질량%)의 비 Cmax/Cmin가 1.25 이하이다.
(인장 강도：780MPa 이상)
상기의 조성 및 조직을 갖는 본 실시 형태의 고강도 강판에 의하면, 높은 인장 강도, 구체적으로는 780MPa 이상의 인장 강도를 달성할 수 있다. 여기서, 인장 강도를 780MPa 이상으로 하는 것은, 자동차 차체의 경량화의 요구를 만족하기 때문이다. 인장 강도는 바람직하게는 1300MPa 이상이며, 보다 바람직하게는 1470MPa 이상이다.
(Si 함유량의 비 Cmax/Cmin가 1.25 이하)
고강도 강판의 두께 방향 단면에 있어서의 Si 함유량의 최대값 Cmax와 최소값 Cmin의 비 Cmax/Cmin는, 1.25 이하로 한다. 보다 바람직하게는 Cmax/Cmin는 1.22 이하, 1.18 이하 또는 1.15 이하이다. Cmax/Cmin가 1.25 이하인 경우, Si의 편석을 제어할 수 있고, 조직이 균일하게 되어, 하기에 나타내는 철탄화물 등의 석출물을 균일하게 석출시킬 수 있기 때문에, 소부 경화성을 높일 수 있다.
Cmax/Cmin로 나타내어지는 Si의 편석 정도는 다음과 같이 하여 측정한다. 강판에 대해 그 압연 방향이 법선 방향이 되는 면(즉 강판의 두께 방향 단면)을 관찰할 수 있도록 조정한 후, 경면 연마하고, EPMA(전자 프로브 마이크로 애널라이저) 장치에 의해, 당해 강판의 두께 방향 단면에 있어서 강판의 표면으로부터 강판의 두께 1/4분 나아간 개소에서의 100μm×100μm의 범위에 대해, 강판의 두께 방향을 따라 편면 측으로부터 다른 면 측을 향하여 0.5μm 간격으로 200점의 Si 함유량을 측정한다. 같은 100μm×100μm의 범위 내의 거의 전영역을 커버하도록 다른 4라인 상에서 동일한 측정을 행하고, 전체 5라인 상에서 측정된 합계 1000점의 Si 함유량 중에서, 최고값을 Si 함유량의 최대값 Cmax(질량%)로 하고, 최저값을 Si 함유량의 최소값 Cmin(질량%)으로 하여, 비 Cmax/Cmin를 산출한다. Cmax/Cmin의 하한은 1.00이다.
또한, 충격 흡수 부재의 소재인 고강도 강판이 비 Cmax/Cmin가 1.25 이하이기 때문에, 그 소재로부터 제조된 충격 흡수 부재에 있어서도 비 Cmax/Cmin가 1.25 이하가 된다.
상기 고강도 강판은, 마르텐사이트를 포함하는 강판이다. 그 강판의 일례로서, Dual-Phase 강판(복합 조직 강판, DP 강판)이 있다. DP강은, 마르텐사이트와 페라이트가 모자이크 형상으로 분포되어 있으며, 변태 강화한 단단한 부분과 변태 강화되어 있지 않은 부드러운 부분이 공존하고 있다. 그리고, DP강을 고강도 강판으로서 이용하면, 냉간 소성 가공(프레스 성형 가공)에 의한 변형이, 부드러운 조직인 페라이트에서 주로 발생한다. 본 실시 형태에 있어서는, DP 강판이란, 그 금속 조직이, 면적률로, 마르텐사이트가 5% 이상 95% 미만이고, 페라이트가 5% 이상 95% 미만이며, 마르텐사이트와 페라이트의 합계가 85~100%이고, 잔부 조직이 베이나이트, 잔류 오스테나이트, 펄라이트인 강판을 의미한다. 필요에 따라, 마르텐사이트의 하한을 10%, 20%, 30%, 35% 또는 40%로 해도 되고, 마르텐사이트의 상한을 90%, 80%, 70%, 65% 또는 60%로 해도 되며, 페라이트의 하한을 10%, 20%, 30%, 35% 또는 40%로 해도 되고, 페라이트의 상한을 90%, 80%, 70%, 65% 또는 60%로 해도 되며, 마르텐사이트와 페라이트의 합계의 하한을 90% 또는 95%로 해도 되고, 잔부 조직 중의 잔류 오스테나이트를 0%, 펄라이트를 0%로 해도 된다. 또한, 상기 고강도 강판은, 적어도 마르텐사이트가 포함되어 있으면 되고, DP강 이외의 강이 이용되어도 된다.
다음에, 상기 고강도 강판의 바람직한 화학 조성에 대해 설명한다. 이하의 설명에 있어서, 고강도 강판에 포함되는 각 원소의 함유량의 단위인 「%」는, 특별히 언급이 없는 한 「질량%」를 의미한다.
(C：0.02%~0.40%)
C는, 고용탄소량을 높이고, 소부 경화성을 높이는 작용을 갖는다. 또, 담금질성을 높이고, 마르텐사이트 조직에 함유시킴으로써 강도를 높이는 작용을 갖는다. C 함유량은 0.02% 미만이면, 철탄화물 등의 탄화물을 석출시켰을 때에 충분한 고용탄소량을 확보할 수 없고, 소부 경화량이 감소한다. 따라서, C 함유량은 0.02% 이상으로 하고, 바람직하게는 0.10% 이상 또는 0.20% 이상으로 하는 것이 좋다. 한편, C 함유량이 0.40% 초과에서는, 어닐링 후의 냉각에 있어서 불완전한 마르텐사이트 변태가 일어나, 잔류 오스테나이트 분율이 높아져 버린다. 또, 강도가 너무 높아 성형성을 담보할 수 없다. 따라서, C 함유량은 0.40% 이하로 하는 것이 좋고, 바람직하게는 0.35% 이하 또는 0.30% 이하로 한다.
(Si：0.01%~3.00%)
Si는 전위셀을 억제하기 위한 철탄화물 등의 석출물을 미세하고 대량으로 석출하기 위해 필요한 원소이다. Si 함유량이 0.50% 미만에서는, 편석을 균일 구조로 했다고 해도, 충분한 작용 효과를 얻지 못하고, 조대한 석출물이 생성되어 버려, 전위셀의 형성을 억제할 수 없다. 따라서, Si 함유량은 0.01% 이상, 보다 바람직하게는 0.05% 이상, 0.40% 이상 또는 0.80% 이상으로 하는 것이 좋다. 한편, Si 함유량이 3.00% 초과에서는, 석출물을 미세하고 대량으로 석출시키는 효과는 포화해 버려 헛되이 비용을 상승시키거나, 표면 성상이 열화하거나 해 버린다. 따라서, Si 함유량은 3.00% 이하로 하고, 바람직하게는 2.50% 또는 2.00% 이하로 하는 것이 좋다.
(Mn：0.50%~5.00%)
Mn은 담금질성 향상 원소이며, 냉각 속도를 한정하지 않고 마르텐사이트 조직을 생성하기 위해 필요한 원소이다. 이 작용을 유효하게 발휘하려면, Mn 함유량은 0.50% 이상으로 하고, 바람직하게는 1.00% 이상 또는 1.80% 이상으로 하는 것이 좋다. 그러나, 과잉된 Mn의 함유는, MnS의 석출에 의해 저온 인성이 저하하기 때문에, 5.00% 이하, 바람직하게는 4.50% 이하 또는 3.50% 이하로 하는 것이 좋다.
(P：0.100% 이하)
P는, 필수 원소가 아니며, 예를 들면 강 중에 불순물로서 함유된다. 용접성의 관점에서, P 함유량은 낮으면 낮을수록 좋다. 특히, P 함유량이 0.100% 초과에서, 용접성의 저하가 현저하다. 따라서, P 함유량은 0.100% 이하로 하는 것이 좋고, 바람직하게는 0.030% 이하로 한다. P 함유량의 저감에는 비용이 들고, 0.0001% 미만까지 저감하려고 하면, 비용이 현저하게 상승한다. 이 때문에, P 함유량의 하한은 0%이지만, P 함유량은 0.0001% 이상으로 해도 된다. 또, P는 강도의 향상에 기여하기 때문에, 이러한 관점에서, P 함유량은 0.0001% 이상으로 해도 된다.
(S：0.010% 이하)
S는, 필수 원소가 아니며, 예를 들면 강 중에 불순물로서 함유된다. 용접성의 관점에서, S 함유량은 낮으면 낮을수록 좋다. S 함유량이 높을수록, MnS의 석출량이 증가하고, 저온 인성이 저하한다. 특히, S 함유량이 0.010% 초과에서, 용접성의 저하 및 저온 인성의 저하가 현저하다. 따라서, S 함유량은 0.010% 이하로 하는 것이 좋고, 바람직하게는 0.003% 이하로 한다. S 함유량의 저감에는 비용이 들고, 0.0001% 미만까지 저감하려고 하면, 비용이 현저하게 상승한다. 이 때문에, S 함유량의 하한은 0%이지만, S 함유량은 0.0001% 이상으로 해도 된다.
(Al：0.001%~2.000%)
Al은, 탈산에 대해 효과를 갖는다. 이상과 같은 작용을 유효하게 발휘시키기 위해, Al 함유량은 0.001% 이상으로 하고, 바람직하게는 0.010% 이상으로 하는 것이 좋다. 한편, Al 함유량이 2.000% 초과에서는, 용접성이 저하하거나, 산화물계 개재물이 증가하여 표면 성상이 열화하거나 한다. 따라서, Al 함유량은 2.000% 이하, 바람직하게는 1.000% 이하, 0.100% 이하 또는 0.050% 이하로 하는 것이 좋다.
(N：0.010% 이하)
N은, 필수 원소가 아니며, 예를 들면 강 중에 불순물로서 함유된다. 용접성의 관점에서, N 함유량은 낮으면 낮을수록 좋다. 특히, N 함유량이 0.010% 초과에서, 용접성의 저하가 현저하다. 따라서, N 함유량은 0.010% 이하로 하고, 바람직하게는 0.006% 이하 또는 0.005% 이하로 하는 것이 좋다. N 함유량의 저감에는 비용이 들고, 0.0001% 미만까지 저감하려고 하면, 비용이 현저하게 상승한다. 이 때문에, N 함유량의 하한은 0%이지만, N 함유량은 0.0001% 이상으로 해도 된다.
본 실시 형태의 고강도 강판의 기본 성분 조성은 상기와 같다. 또한 본 실시 형태의 고강도 강판은, 필요에 따라, 이하의 임의 원소를 함유하고 있어도 된다. 이들 원소는 임의 원소이며, 그 하한은 모두 0%이다.
(Ti：0~0.100%, Nb：0~0.100%, V：0~0.100%, Ti, Nb 및 V로부터 선택되는 1종 이상：합계로 0~0.100%)
Ti, Nb 및 V는 강도의 향상에 기여한다. 따라서, Ti, Nb 혹은 V 또는 이들의 임의의 조합이 함유되어 있어도 된다. 이 효과를 충분히 얻기 위해, Ti, Nb 혹은 V의 함유량, 또는 이들의 2종 이상의 임의의 조합의 합계 함유량은, 바람직하게는 0.003% 이상으로 한다. 한편, Ti, Nb 혹은 V의 함유량, 또는 이들의 2종 이상의 임의의 조합의 합계 함유량이 0.100% 초과에서는, 열간 압연 및 냉간 압연이 곤란하게 된다. 따라서, Ti 함유량, Nb 함유량 혹은 V 함유량, 또는 이들의 2종 이상의 임의의 조합의 합계 함유량은 0.100% 이하로 하는 것이 좋고, 이들의 상한을 0.060% 또는 0.040%로 해도 된다. 즉, 각 성분 단독의 경우의 제한 범위를, Ti：0.003%~0.100%, Nb：0.003%~0.100%, 및 V：0.003%~0.100%로 함과 더불어, 이들을 임의로 조합했을 경우의 합계 함유량에 있어서도, 0.003~0.100%로 하는 것이 바람직하다.
(Cu：0~1.00%, Ni：0~1.00%, Mo：0~1.00%, Cr：0~1.00%, Cu, Ni, Mo 및 Cr로부터 선택되는 1종 이상：합계로 0~1.00%)
Cu, Ni, Mo 및 Cr은 강도의 향상에 기여한다. 따라서, Cu, Ni, Mo, 혹은 Cr 또는 이들의 임의의 조합이 함유되어 있어도 된다. 특히, Cr, Mo는 담금질성 원소이며, Mn만으로 보충할 수 없는 경우의 마르텐사이트 조직을 생성하는 효과를 갖는다. 이 효과를 충분히 얻기 위해, Cu, Ni, Mo 및 Cr의 함유량은, 각 성분 단독의 경우, 0.005~1.00%가 바람직한 범위이며, 이들의 2종 이상을 임의로 조합했을 경우의 합계 함유량에 있어서도, 0.005% 이상 1.00% 이하가 만족되는 것이 바람직하다. 한편, Cu, Ni, Mo 및 Cr의 함유량, 또는 이들의 2종 이상을 임의로 조합했을 경우의 합계 함유량이 1.00% 초과에서는, 상기 작용에 의한 효과가 포화하여, 헛되이 비용이 높아진다. 따라서, Cu, Ni, Mo 및 Cr의 함유량, 또는 이들의 2종 이상을 임의로 조합했을 경우의 합계 함유량의 상한은 1.00%로 하는 것이 좋고, 이들의 상한을 0.50% 또는 0.30%로 해도 된다. 즉, Cu：0.005%~1.00%, Ni：0.005%~1.00%, Mo：0.005%~1.00%, 및 Cr：0.005%~1.00%로 함과 더불어, 이들을 임의로 조합했을 경우의 합계 함유량에 있어서도, 0.005~1.00%인 것이 바람직하다.
(W：0~0.005%, Ca：0~0.005%, Mg：0~0.005%, REM：0~0.010%, W, Ca, Mg의 합계 함유량：합계로 0~0.010%)
W, Ca, Mg 및 REM은 개재물의 미세 분산화에 기여하여, 인성을 높인다. 따라서 W, Ca, Mg 혹은 REM 또는 이들의 임의의 조합이 함유되어 있어도 된다. 이 효과를 충분히 얻기 위해, W, Ca, Mg 및 REM, 또는 이들의 2종 이상의 임의의 조합의 합계 함유량은, 바람직하게는 0.0003% 이상으로 하는 것이 좋다. 한편, W, Ca, Mg 및 REM의 합계 함유량이 0.010% 초과에서는, 표면 성상이 열화한다. 따라서, W, Ca, Mg 및 REM의 합계 함유량은 0.010% 이하로 하는 것이 좋다. 즉, W：0.005% 이하, Ca：0.005% 이하, Mg：0.005% 이하, REM：0.010% 이하이며, 이들의 임의의 2종 이상의 합계 함유량이 0.0003~0.010%인 것이 바람직하다.
REM(희토류 금속)은 Sc, Y 및 란타노이드의 합계 17종류의 원소를 가리키고, 「REM 함유량」은 이들 17종류의 원소의 합계의 함유량을 의미한다. 란타노이드는, 공업적으로는, 예를 들면 미슈메탈의 형태로 첨가된다.
(B：0~0.0300%)
B는 담금질성 향상 원소이며, 마르텐사이트 조직 형성에 유용한 원소이다. B는 0.0003%(3ppm) 또는 0.0010%(10ppm) 이상 함유시키면 된다. 그러나, B를 0.0300%(300ppm)를 초과하여 함유하면 상기 효과가 포화해 버려, 경제적으로 낭비이기 때문에, B 함유량은 0.0300% 이하로 하는 것이 좋고, 바람직하게는 0.0250% 이하 또는 0.0050% 이하이다.
본 실시 형태에 따른 고강도 강판에 있어서, 상기 성분 이외의 잔부는 Fe 및 불순물로 이루어진다. 여기서, 불순물이란, 고강도 강판을 공업적으로 제조할 때에, 광석이나 스크랩 등과 같은 원료를 비롯하여, 제조 공정의 여러 가지의 요인에 의해 혼입되는 성분이며, 본 실시 형태에 따른 고강도 강판에 대해 의도적으로 첨가한 성분이 아닌 것을 의미한다.
다음에, 본 실시 형태에 따른 충격 흡수 부재의 소재인 고강도 강판의 조직에 대해 설명한다. 이하, 조직 요건에 대해 설명하는데, 조직분율에 따른 %는 「면적률」을 의미한다. 본 실시 형태에서는, 고강도 강판의 금속 조직은, 면적률로, 마르텐사이트가 5% 이상 95% 미만이다. 또한, 마르텐사이트 이외의 금속 조직은, 면적률로, 페라이트가 5% 이상 95% 미만이고, 마르텐사이트와 페라이트의 합계가 85~100%이며, 잔부 조직이 베이나이트, 잔류 오스테나이트, 펄라이트인 것이 바람직하다. 필요에 따라, 마르텐사이트의 하한을 10%, 20%, 30%, 35% 또는 40%로 해도 되고, 마르텐사이트의 상한을 90%, 80%, 70%, 65% 또는 60%로 해도 되며, 페라이트의 하한을 10%, 20%, 30%, 35% 또는 40%로 해도 되고, 페라이트의 상한을 90%, 80%, 70%, 65% 또는 60%로 해도 되며, 마르텐사이트와 페라이트의 합계의 하한을 90% 또는 95%로 해도 되고, 잔부 조직 중의 잔류 오스테나이트를 0%, 펄라이트를 0%로 해도 된다.
(마르텐사이트：5% 이상 95% 미만)
본 실시 형태에서는, 마르텐사이트가 면적률로 5% 이상 확보되어 있는 것이 바람직하다. 이에 의해, 충분한 고용탄소를 확보할 수 있어, 그 결과로서 소부 경화성을 높일 수 있다. 이러한 효과를 한층 더 높이기 위해서는, 마르텐사이트가 면적률로 10% 이상 확보되는 것이 권장된다.
본 발명에 있어서, 마르텐사이트의 면적률의 측정은, 이하와 같이 행해진다. 우선, 고강도 강판 또는 충격 흡수 부재의 압연 방향 및 판두께 방향에 평행한 단면을 갖는 시료(단, 충격 흡수 부재에 있어서의 압연 방향은 불명하고, 판두께 방향에 평행한 단면이면 된다.)를 채취하고, 당해 단면을 연마에 의해 경면으로 완성한 면을 관찰면으로 한다. 이 관찰면 중, 강판 표면으로부터 강판의 두께(이하, 「강판의 두께」를 「판두께」라고 한다.)의 1/4의 위치를 중심으로 한 100μm×100μm의 영역을 관찰 영역으로 한다. 이 관찰 영역을 나이탈 시약으로 부식시킨다. 부식된 관찰 영역을 전계 방사형 주사형 전자현미경(FE-SEM：Field Emission-Scanning Electron Microscope)의 이차 전자상으로 1000~5000배로 관찰한다. 이 관찰 영역에 있어서, 조직 내부에 포함되는 시멘타이트의 위치 및 시멘타이트의 배열로부터, 이하와 같이 하여, 마르텐사이트를 동정(同定)한다.
본 실시 형태에 있어서는, 후술과 같이, 고강도 강판에서는, 혹은, 이 고강도 강판에 추가로 냉간 소성 가공, 제1의 열처리 공정 및 제2의 열처리 공정이 실시되어 있는 충격 흡수 부재에서는, 마르텐사이트 라스의 내부에 석출물이 석출된다. 이 때문에, 고강도 강판에 있어서는, 마르텐사이트 라스의 내부에 석출물이 석출되지 않는 「담금질 채의 마르텐사이트」는 대부분 없고, 많은 마르텐사이트에는, 마르텐사이트 라스의 내부에 석출물이 존재한다. 여기서, 마르텐사이트 라스와 석출물의 결정 방위 관계가 2종류 이상 있기 때문에, 생성된 석출물은 복수의 변형을 갖는다. 이들 석출물의 특징을 검출함으로써, 각 조직을 동정하여, 면적률을 산출한다. 또한, 상기의 석출물이 시멘타이트인 것을 확인할 필요가 있는 경우에는, 필요에 따라, 여러 개의 석출물을 SEM-EDS(Scanning Electron Microscope-Energy Dispersive X-ray Spectroscopy) 등으로 분석하여, 석출물이 시멘타이트인 것을 확인해도 된다. 또한, 변형의 해석에서는 석출물의 크기에 따라, TEM-EBSD(전자 후방 산란 회절형 투과형 전자현미경：Transmission Electron Microscope-Electron Back Scattered Diffraction Pattern) 혹은 SEM-EBSD(전자 후방 산란 회절형 주사형 전자현미경：Scanning Electron Microscope-Electron Back Scattered Diffraction Pattern)에 의한 결정 방위의 측정을 행해도 된다.
고강도 강판에 있어서, 「담금질 채의 마르텐사이트」를 포함하는 마르텐사이트의 면적률을 엄밀하게 측정하고 싶은 경우, 상기 관찰면과 동일한 관찰면을 레페라액으로 에칭한다. 레페라액에 의한 부식에서는, 담금질 채의 마르텐사이트 및 잔류 오스테나이트는 부식되지 않는다. 그 때문에, 레페라액에 의해 부식된 관찰 영역을 FE-SEM으로 관찰하고, 부식되지 않은 영역을 담금질 채의 마르텐사이트 및 잔류 오스테나이트로 한다. 그리고, 이와 같이 하여 동정되는 「담금질 채의 마르텐사이트」 및 잔류 오스테나이트의 합계 면적률을 산출한다.
다음에, X선 회절법에 의해, 잔류 오스테나이트의 면적률을 측정한다. 구체적으로는, 고강도 강판의 표면으로부터 판두께의 1/4의 위치면을 노출시킨다. 그리고, 이와 같이 하여 노출한 면에 MoKα선을 조사하여, bcc상(相)의 (200)면, (211)면, 및, fcc상의 (200)면, (220)면, (311)면의 회절 피크의 적분 강도비를 구한다. 이 회절 피크의 적분 강도비로부터, 잔류 오스테나이트의 체적율을 산출할 수 있다. 이 산출 방법으로서는, 일반적인 5피크법을 이용할 수 있다. 이와 같이 하여 구한 잔류 오스테나이트의 체적율을 잔류 오스테나이트의 면적률로 간주한다. 「담금질 채의 마르텐사이트」 및 잔류 오스테나이트의 합계 면적률로부터, 이와 같이 하여 측정된 잔류 오스테나이트의 면적률을 뺌으로써, 「담금질 채의 마르텐사이트」의 면적률을 산출할 수 있다. 이와 같이 하여 산출된 「담금질 채의 마르텐사이트」를 전술의(마르텐사이트 라스에 석출물이 석출되어 있는) 마르텐사이트의 면적률과 합계하여, 마르텐사이트의 면적률로 해도 된다.
단, 본 발명의 충격 흡수 부재에는, 고강도 강판에 제1의 열처리 공정 및 제2의 열처리 공정이 실시되어 있다. 이 때문에, 충격 흡수 부재의 금속 조직에는, 마르텐사이트 라스의 내부에 석출물이 석출되지 않는 「담금질 채의 마르텐사이트」는 포함되지 않는다. 따라서, 충격 흡수 부재의 마르텐사이트의 면적률의 측정 시에는, 전술과 같은 레페라액에 의한 부식 및 X선 회절 등을 행할 필요는 없다.
본 실시 형태에서는, 마르텐사이트 조직이 포함되어 있으면 되고, 베이나이트, 페라이트, 펄라이트, 잔류 오스테나이트 중 어느 하나 혹은 복수 포함하고 있어도 된다. 즉, 본 실시 형태에서는, 각 조직의 분율 중 적어도 마르텐사이트 분율이 존재하는 것이 필수이다. 또한, 고강도 강판 또는 충격 흡수 부재에 있어서, 잔류 오스테나이트의 면적률의 측정 방법은 전술한 바와 같다. 또, 베이나이트, 페라이트 및 펄라이트의 면적률을 측정하는 경우, 이하의 방법에 따른다.
(베이나이트)
베이나이트의 면적률을 측정하는 경우, 전술의(마르텐사이트 라스에 석출물이 석출되어 있는) 마르텐사이트의 면적률의 측정 방법과 동일하게, 나이탈 시약으로 부식된 관찰 영역의 FE-SEM의 이차 전자상에 의한 1000~5000배의 관찰에 있어서, 조직 내부에 포함되는 석출물의 위치 및 석출물의 배열로부터, 이하와 같이 하여, 베이나이트를 동정하고, 그 면적률을 측정한다.
베이나이트는, 라스 형상의 결정립의 집합이며, 내부에 장경 20nm 이상의 철계 탄화물 혹은 잔류 오스테나이트를 포함하지 않는 것, 또는, 내부에 장경 20nm 이상의 철계 탄화물 혹은 잔류 오스테나이트를 포함하고, 이 탄화물이, 단일의 변형, 즉, 동일 방향으로 신장한 철계 탄화물군에 속하는 것이다. 여기서, 동일 방향으로 신장한 철계 탄화물군이란, 철계 탄화물군의 신장 방향의 차이가 5° 이내인 것을 말한다. 베이나이트는, 방위차 15° 이상의 입계에 의해 둘러싸인 베이나이트를 1개의 베이나이트립(粒)으로서 센다. 또한, 필요에 따라, TEM-EBSD 혹은 SEM-EBSD에 의한 철탄화물 및 베이나이트 중의 bcc 조직의 결정 방위의 측정이나, SEM-EDS 등의 방법에 의해 석출물의 원소 분석 등을 행하여, 석출물이 시멘타이트인 것을 확인해도 된다.
(페라이트 및 펄라이트)
페라이트 및 펄라이트의 면적률을 측정하는 경우, 이하의 방법에 따른다. 우선, 전술의 마르텐사이트의 면적률의 측정과 동일하게, 고강도 강판 또는 충격 흡수 부재의 압연 방향 및 판두께 방향에 평행한 단면을 갖는 시료를 채취하고, 당해 단면을 연마에 의해 경면으로 완성한 면을 관찰한다. 이 관찰면 중, 강판 표면으로부터 강판의 두께의 1/4의 위치를 중심으로 한 100μm×100μm의 영역을 관찰 영역으로 한다. 이 관찰 영역을 FE-SEM에 의해 1000~5000배로 관찰하고, 전자 채널링 콘트라스트상(像)을 얻는다. 전자 채널링 콘트라스트상은, 결정립의 결정 방위차를 콘트라스트의 차로서 표시하는 상이다. 이 전자 채널링 콘트라스트상에 있어서 균일한 콘트라스트의 영역이 페라이트이며, 그 면적률을 구한다.
이어서, 상기 관찰면을 나이탈 시약으로 부식한다. 부식된 관찰면 중, 강판 표면으로부터 두께의 1/4의 위치를 중심으로 한 100μm×100μm의 영역을 관찰 영역으로 한다. 이 관찰 영역을 FE-SEM의 이차 전자상으로 1000~5000배로 관찰하고, 관찰상에 있어서 흰 콘트라스트로 인정되는 시멘타이트가, 열 형상 혹은 층 형상으로 늘어선 영역이 펄라이트이며, 그 면적률을 구한다.
또한, 제1의 열처리 공정 및 제2의 열처리 공정에 의해, 고강도 강판에 미량 존재할 가능성이 있는 「담금질 채의 마르텐사이트」가, 전술의(마르텐사이트 라스에 석출물이 석출되어 있는) 마르텐사이트로 변화하는 것을 제외하고, 각 금속 조직의 면적률의 변화는 없다. 이 때문에, 고강도 강판의 페라이트, 펄라이트, 베이나이트 및 잔류 오스테나이트의 면적률은, 충격 흡수 부재의 각 금속 조직의 면적률과 같다고 간주할 수 있다. 또, 전술과 같이 「담금질 채의 마르텐사이트」의 면적률은 0%이거나, 또는 극히 미량이기 때문에, 고강도 강판에서의 마르텐사이트의 면적률의 측정 결과를, 충격 흡수 부재에서의 마르텐사이트의 면적률로 간주해도 된다.
＜고강도 강판의 제조 방법＞
다음에, 본 실시 형태의 충격 흡수 부재의 소재로서의 고강도 강판의 바람직한 제조 방법에 대해 설명한다.
이하의 설명은, 본 실시 형태의 고강도 강판을 제조하기 위한 특징적인 방법의 예시를 의도하는 것이며, 고강도 강판을 이하에 설명하는 제조 방법에 의해 제조되는 것에 한정하는 것을 의도하는 것은 아니다.
본 실시 형태의 고강도 강판의 바람직한 제조 방법은, 위에서 설명한 화학 성분 조성을 갖는 용강을 주조하여 슬래브를 형성하는 공정,
상기 슬래브를 1050℃ 이상 1250℃ 이하의 온도역에서 조압연하는 조압연 공정이며, 상기 조압연이 1패스당 압하율이 30% 이하인 리버스 압연을 2패스 이상, 16패스 이하로 짝수 회 행하는 것을 포함하고, 1왕복할 때의 2패스 간의 압하율차가 20% 이하이며, 1왕복 내의 짝수 회의 압하율이 홀수 회의 압하율보다 5% 이상 높고, 상기 조압연 후 5초 이상 유지되는 조압연 공정,
조압연된 강판을 850℃ 이상 1050℃ 이하의 온도역에서 마무리 압연하는 마무리 압연 공정이며, 상기 마무리 압연이 4개 이상의 연속하는 압연 스탠드에서 행해지고, 제1 스탠드의 압하율이 15% 이상이며, 마무리 압연된 강판이 400℃ 이하의 온도역에서 감기는 마무리 압연 공정,
얻어진 열연강판을 15% 이상 45% 이하의 압하율로 냉간 압연하는 냉간 압연 공정, 및,
얻어진 냉연강판을 10℃/초 이상의 평균 가열 속도로 승온하여 Ac1 초과 Ac3 미만℃의 온도역에서 10~1000초간 유지하고, 이어서 10℃/초 이상의 평균 냉각 속도로 70℃ 이하까지 냉각하는 어닐링 공정,
을 포함한다. 이하, 각 공정에 대해 설명한다.
(슬래브의 형성 공정)
먼저, 위에서 설명한 고강도 강판의 화학 성분 조성을 갖는 용강을 주조하여, 조압연에 제공하는 슬래브를 형성한다. 주조 방법은, 통상의 주조 방법이면 되고, 연속 주조법, 조괴법 등을 채용할 수 있는데, 생산성의 점에서, 연속 주조법이 바람직하다.
(조압연 공정)
슬래브를, 조압연 전에, 1000℃ 이상 1300℃ 이하의 용체화 온도역으로 가열하는 것이 바람직하다. 가열 유지 시간은 특별히 규정하지 않는데, 슬래브 중심부까지 소정의 온도로 하기 위해, 가열 온도로 30분간 이상 유지하는 것이 바람직하다. 가열 유지 시간은, 과도한 스케일 로스를 억제하기 위해, 10시간 이하가 바람직하고, 5시간 이하가 보다 바람직하다. 주조 후의 슬래브의 온도가 1050℃ 이상 1250℃ 이하이면, 당해 온도역으로 가열 유지하지 않고, 그대로 조압연에 제공하여, 직송 압연 또는 직접 압연을 행해도 된다.
다음에, 슬래브에 리버스 압연으로 조압연을 실시함으로써, 슬래브의 형성 공정에 있어서 응고 시에 형성한 슬래브 중의 Si 편석부를, 일 방향으로 연장되는 판 형상의 편석부로 하지 않고, 균일 구조로 할 수 있다. 이러한 균일 구조를 갖는 Si 함유량 분포의 형성에 대해 보다 상세하게 설명하면, 우선, 조압연을 개시하기 전의 슬래브에 있어서는, Si 등의 합금 원소가 농화한 부분이, 슬래브의 양쪽 모두의 표면으로부터 내부를 향하여 빗 형상의 형태로 거의 수직으로 복수 늘어서 있는 상태로 되어 있다.
한편, 조압연에서는, 압연의 1패스마다, 슬래브의 표면은 압연의 진행 방향으로 연장되어지게 된다. 또한, 압연의 진행 방향이란, 압연 롤에 대해 슬래브가 진행해 나가는 방향이다. 그리고, 이와 같이 슬래브의 표면이 압연의 진행 방향으로 연장되어짐으로써, 슬래브의 표면으로부터 내부를 향하여 성장하고 있는 Si 편석부는, 압연의 1패스마다 슬래브의 진행 방향으로 경사진 상태로 된다.
여기서, 조압연의 각 패스에 있어서의 슬래브의 진행 방향이 항상 같은 방향인 이른바 일 방향 압연의 경우, Si 편석부는, 거의 곧은 상태를 유지한 채로, 패스마다 같은 방향을 향하여 서서히 경사가 강하게 되어 간다. 그리고, 조압연의 종료 시에는, Si 편석부는, 거의 곧은 상태를 유지한 채로, 슬래브의 표면에 대해 거의 평행한 자세가 되어, 편평한 마이크로 편석이 형성되어 버린다.
한편, 조압연의 각 패스에 있어서의 슬래브의 진행 방향이 교대로 반대의 방향이 되는 리버스 압연의 경우는, 직전의 패스에서 경사지게 된 Si 편석부가, 다음의 패스에서는 반대의 방향으로 경사지게 되고, 그 결과, Si 편석부는 굽혀진 형상이 된다. 이 때문에, 리버스 압연에 있어서는, 교대로 반대의 방향이 되는 각 패스가 반복하여 행해짐으로써, Si 편석부가 교대로 굽혀진 지그재그 형상이 된다.
이와 같이 교대로 굽혀진 지그재그 형상이 복수 늘어서면, 판 형상의 마이크로 편석은 소실되고, 균일하게 뒤얽힌 Si 함유량 분포가 된다. 이러한 구조를 취함으로써, 후공정에서의 열처리에 의해 Si가 더욱 확산하기 쉬워져, 보다 균일한 Si 함유량을 갖는 열연강판을 얻을 수 있다. 또한, 상기의 리버스 압연에 의해, 강판 전체에 걸쳐 균일하게 뒤얽힌 Si 함유량 분포가 되기 때문에, 이러한 균일 구조는, 압연 방향에 평행한 판두께 단면뿐만 아니라, 압연 방향이 법선이 되는 판두께 단면에 있어서도 동일하게 형성된다.
조압연 온도역이 1050℃ 미만이면, 조압연의 최종 패스에 있어서, 850℃ 이상으로 마무리 압연을 완료하는 것이 어려워져, 형상 불량이 되므로, 조압연 온도역은 1050℃ 이상이 바람직하다. 보다 바람직하게는 1100℃ 이상이다. 조압연 온도역이 1250℃를 초과하면, 스케일 로스가 증대할 뿐만 아니라, 슬래브 균열이 발생할 염려가 생기므로, 조압연 온도역은 1250℃ 이하가 바람직하다.
조압연에 있어서의 1패스당 압하율이 30%를 초과하면, 압연 시의 전단 응력이 커지고, Si 편석부가 불균일하게 되어, 균일 구조로 할 수 없다. 따라서, 조압연에 있어서의 1패스당 압하율은 30% 이하로 한다. 압하율이 작을수록, 압연 시의 전단 변형이 작아져, 균일 구조로 할 수 있으므로, 압하율의 하한은 특별히 정하지 않지만, 생산성의 관점에서, 10% 이상이 바람직하다.
Si 함유량 분포를 균일 구조로 하기 위해서는, 리버스 압연은 2패스 이상이 바람직하고, 보다 바람직하게는 4패스 이상이다. 단, 16패스를 초과하여 실시하면 충분한 마무리 압연 온도를 확보하는 것이 어려워지므로, 16패스 이하로 한다. 또, 진행 방향이 서로 반대의 방향이 되는 각 패스는, 같은 회수씩 행해지는 것, 즉 합계의 패스 회수를 짝수 회로 하는 것이 바람직하다. 그러나, 일반적인 조압연 라인에서는, 조압연의 입측과 출측은 롤을 사이에 두고 반대측에 위치한다. 이 때문에, 조압연의 입측으로부터 출측을 향하는 방향의 패스(압연)가 1회 많아진다. 그렇게 하면, 마지막 패스(압연)에서 Si 편석부가 편평한 형상이 되어, 균일 구조가 형성되기 어려워진다. 이러한, 열간 압연 라인에서 조압연을 하는 경우에는, 마지막 패스는 롤 간을 열어 압연을 생략하는 것이 바람직하다.
리버스 압연에 있어서, 1왕복의 압연에 포함되는 2패스 간의 압하율에 차가 있으면, 형상 불량이 발생하기 쉽고, 또 Si 편석부가 불균일하게 되어, 균일 구조로 할 수 없다. 그 때문에, 조압연 시, 리버스 압연의 1왕복에 포함되는 2패스 간의 압하율차는 9~20% 이하로 한다. 바람직하게는 10% 이상이다.
후술하는 바와 같이, 재결정 조직을 미세화하기 위해서는, 마무리 압연에 있어서의 탠덤의 다단 압연이 유효한데, 탠덤 압연에 의해, 편평한 마이크로 편석이 형성되기 쉬워진다. 탠덤의 다단 압연을 이용하기 위해서는, 리버스 압연에 있어서의 짝수 회의 압하율을 홀수 회의 압하율보다 크게 하고, 그 후의 탠덤 압연으로 형성되는 마이크로 편석을 제어해야 한다. 그 효과는 리버스 압연의 1왕복에 있어서, 짝수 회(귀로)의 압하율이 홀수 회(왕로)의 압하율보다 5% 이상 높아지면 현저하게 된다. 그 때문에, 리버스 압연의 1왕복에 있어서, 짝수 회의 압하율이 홀수 회의 압하율보다 5% 이상 높게 하는 것이 바람직하다.
조압연에 있어서의 리버스 압연에 의해 생성한 Si의 복잡 구조를 오스테나이트 입계 이동에 의해 균일하게 하기 위해서는, 조압연으로부터 마무리 압연까지 5초 이상 유지하는 것이 바람직하다.
(마무리 압연 공정)
조압연에 있어서의 리버스 압연 후, 마무리 압연에 있어서의 탠덤 압연의 압하율을 크게 함으로써, 덴드라이트 이차 아암에 기인하는 Si 편석대의 간격을 협소화하기 위해, 마무리 압연은 4개 이상의 연속하는 압연 스탠드로 행해지는 것이 바람직하다. 마무리 압연 온도가 850℃ 미만이면, 재결정이 충분히 일어나지 않고, 압연 방향으로 연신한 조직이 되어, 후공정에서, 연신 조직에 기인한 판 형상 조직이 생성되므로, 마무리 압연 온도는 850℃ 이상이 바람직하다. 보다 바람직하게는 900℃ 이상이다. 한편, 마무리 압연 온도가 1050℃를 초과하면, 오스테나이트의 미세한 재결정립이 생성되기 어려워져, 입계의 Si 편석이 곤란해져, Si 편석대가 편평하게 되기 쉬워진다. 그 때문에, 마무리 압연 온도는 1050℃ 이하가 바람직하다. 또한, 적정 온도이면, 필요에 따라, 조압연된 강판을 조압연 공정 후에 또한 마무리 압연 공정 전에 가열해도 된다. 또한, 마무리 압연의 제1 스탠드의 압하율을 15% 이상으로 하면, 재결정립이 다량으로 생성되고, 그 후의 입계 이동에 의해, Si가 균일하게 분산하기 쉬워진다. 이와 같이, 조압연 공정뿐만 아니라, 마무리 압연 공정을 한정함으로써, 편평한 Si의 마이크로 편석을 억제할 수 있다.
감기 온도가 400℃를 초과하면, 내부 산화에 의해 표면 성상이 저하하므로, 감기 온도는 400℃ 이하가 바람직하다. 강판 조직을, 마르텐사이트 또는 베이나이트의 균질 조직으로 하면, 어닐링으로, 균질인 조직을 형성하기 쉽기 때문에, 감기 온도는 300℃ 이하가 보다 바람직하다.
(냉간 압연 공정)
마무리 압연 공정에 있어서 얻어진 열연강판을, 산세 후, 냉간 압연에 제공하여, 냉연강판으로 한다. 마르텐사이트의 라스를 유지하기 위해, 압하율은 15% 이상 45% 이하가 바람직하다. 또한, 산세는, 통상의 산세이면 된다.
(어닐링 공정)
상기 냉간 압연 공정을 거쳐 얻어진 강판에, 어닐링 처리를 실시한다. 어닐링 온도에서의 가열은, 10℃/초 이상의 평균 가열 속도로 승온하고, Ac1 초과 Ac3 미만℃의 온도역에서, 10~1000초 가열 유지로 한다. 이 온도 범위와 어닐링 시간은, 강판을 원하는 오스테나이트 분율로 하기 위한 것이다. 유지 온도가 Ac3℃ 이상 또는 어닐링 시간이 1000초 초과가 되면, 오스테나이트 입경이 조대화하여, 라스폭이 큰 마르텐사이트가 되어 버려, 인성이 저하한다. 따라서, 어닐링 온도는 Ac1 초과 Ac3 미만, 어닐링 시간은 10~1000초로 한다.
또한, Ac1점 및 Ac3점은 다음 식에 의해 계산한다. 하기 식에 있어서의 원소 기호에는 당해 원소의 질량%를 대입한다. 함유하지 않는 원소에 대해서는 0질량%를 대입한다.
Ac1=751-16×C＋35×Si―28×Mn-16×Ni＋13×Cr-6×Cu＋3×Mo
Ac3=881-335×C＋22×Si―24×Mn-17×Ni-1×Cr-27×Cu＋41×Mo
어닐링 온도 유지 후, 냉각은 5℃/초 이상의 평균 냉각 속도로 행한다. 조직을 동결하여, 마르텐사이트 변태를 효율적으로 일으키기 위해서는, 냉각 속도는 빠른 편이 좋다. 단, 5℃/초 미만에서는 마르텐사이트가 충분히 생성되지 않고, 원하는 조직으로 제어할 수 없다. 따라서, 5℃/초 이상으로 한다. 어닐링 유지 후, 상기 냉각 속도를 유지할 수 있으면, 냉각 도중에 도금 공정을 부가해도 된다.
냉각 정지 온도는 250~600℃, 바람직하게는 400~600℃, 보다 바람직하게는 430~470℃로 한다. 이것은, 냉각에 의해 5% 이상 95% 미만의 마르텐사이트를 생성시키기 위해서이다. 냉각 정지 온도를 400~600℃로 하면, 마르텐사이트 분율을 90% 이하로 할 수 있다. 한편, 600℃보다 높은 온도에서 냉각 정지하면, 면적률로 5% 이상의 마르텐사이트를 확보할 수 없게 된다. 또, 냉각 정지 온도를 250℃보다 낮은 온도로 하면, 마르텐사이트 분율이 95% 이상이 되어, 본원의 적용 범위 외가 된다. 그 때문에, 마르텐사이트 분율을 본원의 범위, 5% 이상 95% 미만으로 할 수 있도록, 냉각 정지 온도는 250~600℃, 바람직하게는 400~600℃, 보다 바람직하게는 430~470℃로 한다. 이러한 냉각 정지 온도로 함으로써, 페라이트 변태 개시 후에 마르텐사이트 변태가 행해진다. 평균 냉각 속도로 5℃/초 이상에서의 250~600℃로의 냉각 후는, 통상의 공랭(예를 들면, 냉각 속도로 1℃/초 이하)으로 실온까지 냉각한다. 단, 후술의 고강도 강판의 제조 공장에서 제1의 열처리를 행하는 경우, 평균 냉각 속도로 5℃/초 이상에서의 250~600℃로의 냉각 후는, 10초 이상 1000초 이하 유지된 후, 후술의 제1의 열처리가 행해진다.
또한, 특허문헌 6으로서 든 WO2020/022481호 공보에 기재된 강판과 본원의 강판에서는, 냉각 정지 온도가 상이하다. 상기 문헌에 기재된 강판의 냉각 정지 온도(100℃ 이하)와 비교하여, 본원의 강판의 냉각 정지 온도(250~600℃)는, 보다 높다. 특허문헌 6에 따르면, 마르텐사이트를 면적률로 95% 이상으로 하기 위해서는, 냉각 정지 온도는 100℃ 이하로 할 필요가 있는데, 본원과 같이 마르텐사이트를 면적률로 95% 미만으로 하기 위해서는, 250~600℃라는 높은 냉각 정지 온도로 할 필요가 있다.
이와 같이 하여, 본 발명의 실시 형태에 따른 고강도 강판을 제조할 수 있다. 본 발명의 실시 형태에 따른 고강도 강판은, 냉간 소성 가공용 강판이라고 하여 설명해 왔다. 상기의 제조 조건이 만족되는 한, 냉간 소성 가공용 강판에, 용융 도금(합금화 용융 도금을 포함한다.)을 실시해도 된다. 그러나, 냉간 압연 후에 용융 도금이 실시된 강판 즉, 용융 도금 강판 또는 합금화 용융 도금 강판을 배제하고, 냉간 소성 가공용 강판만으로 해도 된다.
＜고강도 강판으로부터 충격 흡수 부재를 제조하는 방법＞
다음에, 상기의 어닐링 공정(최종 어닐링)을 거쳐 완성한 고강도 강판으로부터 충격 흡수 부재(프런트 사이드 멤버(1) 및 센터 필러(12))를 제조하는 방법의 일례를 설명한다. 또한, 이하에서는, 충격 흡수 부재로서 프런트 사이드 멤버(1) 및 센터 필러(12)를 총칭하여 말할 때에, 「충격 흡수 부재(1, 12)」라고도 한다.
본 실시 형태에 있어서의, 고강도 강판으로부터 충격 흡수 부재(1, 12)를 제조하는 바람직한 방법은, 최종 어닐링 후의 고강도 강판에 냉간 소성 가공을 실시하여, 충격 흡수 부재(1, 12)를 제조하는 방법이다.
이 방법은,
강판에, 하기 식 (1)을 만족하는 온도 T1에서, 60~900초 유지하는 열처리를 실시하는, 제1의 열처리 공정과,
상기 열처리 후의 상기 강판에, 냉간 소성 가공을 실시하여 강 부재로 하는, 냉간 소성 가공 공정과,
상기 강 부재에, 80~200℃의 온도 T2에서, 300~1800초 유지하는 열처리를 실시하는, 제2의 열처리 공정을 포함하고,
상기 강판이, 면적분율로 5% 이상 95% 미만의 마르텐사이트를 포함하고, 인장 강도 780MPa 이상, 또한, 판의 두께 방향 단면에 있어서의 Si 함유량의 최대값 Cmax(단위：질량%)와 최소값 Cmin(단위：질량%)의 비 Cmax/Cmin가 1.25 이하인,
충격 흡수 부재의 제조 방법이다.
80×Si＋100≤T1≤125×Si＋250 … (1)
단, 상기 식 (1) 중의 Si는, 상기 강판 중의 Si 함유량(질량%)을 의미한다. 본 실시 형태에서는, 제1의 열처리의 강판은, Dual-Phase 강판으로 해도 된다.
이하, 각 공정에 대해, 상술한 제조 방법에 따라 제조된 고강도 강판(110)으로부터 충격 흡수 부재(1, 12)를 제조하는 흐름을 따라 설명한다.
도 4~도 6은, 각각, 고강도 강판(110)으로부터 충격 흡수 부재(1, 12)를 제조하는 공정을 나타내는 모식도이다. 도 4는, 고강도 강판(110)을 제조하는 제철소(101)에서 제1의 열처리 공정이 행해지는 경우를 나타내고 있다. 도 5는, 코일 센터(102)에서 제1의 열처리 공정이 행해지는 경우를 나타내고 있다. 도 6은, 충격 흡수 부재(1, 12)의 부품 공장(103)(성형 공장)에서 제1의 열처리 공정이 행해지는 경우를 나타내고 있다.
＜고강도 강판의 제조 공장에서 제1의 열처리 공정이 행해지는 경우＞
도 4를 참조하고, 고강도 강판(110)의 제철소(101)는, 예를 들면, 용광로 또는 전기로를 이용하여 생성된 용강으로부터 고강도 강판(110)을 제조하는 제철소이다. 최종 어닐링이 실시된 고강도 강판(110)은, 감겨 코일(111)이 되기 전에, 제철소(101)에 설치된 가열로(112)에 있어서, 제1의 열처리 공정이 실시된다. 제1의 열처리 공정은, 예를 들면 템퍼링 공정이다.
가열로(112)에 있어서의 고강도 강판(110)의 온도 T1은, 상술한 식 (1)의 범위로 설정된다. 제1의 열처리 공정에 있어서의 온도 T1이 상기의 하한 이상임으로써, 석출물의 장경이 0.05μm 이상이라는 효과를 얻을 수 있다. 또, 온도 T1이 상기의 상한 이하임으로써, 개수 밀도가 높고, 석출물의 장경이 0.60μm 이하라는 효과를 얻을 수 있다.
제1의 열처리 공정에서는, 고강도 강판(110)은, 상기 식 (1)의 범위 내에서의 일정한 온도 T1에서, 60~900초 유지된다. 제1의 열처리 공정에 있어서의 온도 T1의 유지 시간이 상기의 하한 이상임으로써, 안정적으로 철탄화물을 석출시키는 효과를 얻을 수 있다. 또, 온도 T1의 유지 시간이 상기의 상한 이하임으로써, 개수 밀도가 높고, 석출물의 장경이 0.60μm 이하라는 효과를 얻을 수 있다. 다음에, 제1의 열처리 후에 발현하는 고강도 강판(110)의 성질에 대해, 설명한다.
(장경이 0.05~0.60μm로 애스펙트비 1：3 이상의 석출물이 30개/μm2 이상의 개수 밀도)
본 실시 형태에서는, 제1의 열처리에 의해, 장경이 0.05μm 이상 0.60μm 이하이고 애스펙트비 1：3 이상의 석출물을 30개/μm2 이상의 개수 밀도 갖는 고강도 강판(110)을 얻는 것이 가능해진다. 본 실시 형태에 있어서, 애스펙트비란, 석출물의 가장 긴 지름(장경)과 그에 직교하는 당해 석출물의 지름 중 가장 긴 지름(단경)의 비를 말하는 것이다. 또한, 석출물로서는, 상기의 장경 및 애스펙트비의 요건을 만족하는 것이면 되고 특별히 한정되지 않는데, 예를 들면, 탄화물 등을 들 수 있다. 특히, 본 실시 형태에서는, 석출물은 철탄화물을 포함하거나 또는 철탄화물로 이루어지는 경우가 있다. 본 실시 형태에 의하면, 이러한 석출물을 조직 중에 비교적 많이 포함함으로써, 예를 들면 전위끼리 얽힘으로써 발생하는 전위의 셀화를 억제하고, 소부 경화 시에 확산하는 탄소 등에 기인하여 고착하는 전위의 양을 증가시킬 수 있으며, 그 결과로서 소부 경화량을 현저하게 높이는 것이 가능해진다. 이러한 지견은 종래 알려져 있지 않으며, 극히 의외이고, 또 놀랄 만한 것이다. 또한, 마르텐사이트 내에 생성되는 전위셀의 크기는 약 수십nm 이상 수백nm 이하이다. 따라서, 전위셀의 생성을 억제하기 위해서는, 같은 정도의 석출물의 크기가 필요하다. 장경이 0.05μm 미만이면, 전위의 셀화의 형성을 억제할 수 없다. 따라서, 석출물의 장경은 0.05μm 이상으로 하는 것이 좋다. 보다 바람직하게는 0.10μm 이상이다. 또, 장경이 0.60μm보다 크면, 석출물이 조대화하여 고용탄소량을 크게 감소시켜 버려, 소부 경화량을 감소시킨다. 그 때문에, 석출물의 장경은 0.60μm 이하로 하는 것이 좋다. 보다 바람직하게는, 0.50μm 이하이다.
석출물의 형상은 구 형상보다, 침 형상인 편이 좋고, 애스펙트비 1：3 이상인 것이 바람직하다. 애스펙트비가 1：3 미만이면, 석출물의 형상은 구 형상으로 간주되어, 전위셀의 생성을 억제할 수 없다. 따라서, 애스펙트비는 1：3 이상으로 한다. 보다 바람직하게는 1：5 이상이다.
석출물의 석출 개소는 라스 내가 바람직하다. 이것은 전위셀이 가장 용이하게 형성되는 개소가 라스 내이며, 라스 간에 전위셀은 거의 볼 수 없기 때문이다. 여기서, 라스란, 마르텐사이트 변태에 의해 구(舊)오스테나이트 입계 내에 생성되는 조직을 말하는 것이다. 이해를 용이하게 하기 위해, 도 3에, 본 실시 형태에 따른 충격 흡수 부재의 소재로서의 고강도 강판에 있어서의 석출물의 석출 상태를 나타내는 이미지도를 부여한다. 도 3을 참조하면, 균일 구조(81)를 갖는 Si의 마이크로 편석 중의 구오스테나이트 입계(82) 내에 생성된 라스 조직(83)에 있어서, 라스(84) 간이 아닌 라스(84) 내의 전면에 균일하게 침 형상의 석출물(85)이 석출되어 있는 것을 알 수 있다.
석출물(85)의 개수 밀도는 바람직하게는 30개/μm2 이상으로 한다. 석출물(85)의 개수 밀도가 30개/μm2 미만이면, 예변형에 의해 전위가 도입되어 움직일 때, 전위가 석출물과 만나기 전에 다른 전위와 상호작용하여, 전위셀이 형성되어 버린다. 그 때문에, 석출물(85)의 개수 밀도는 30개/μm2 이상으로 하는 것이 좋다. 보다 바람직하게는 40개/μm2 이상으로 한다.
본 실시 형태에 있어서, 상기 석출물(85)의 형태 및 개수 밀도는, 전자현미경에 의한 관찰에 의해 결정되고, 예를 들면 TEM(투과형 전자현미경) 관찰에 의해 측정한다. 구체적으로는, 강판의 표면으로부터 당해 강판의 두께의 3/8 위치에서 1/4 위치까지의 영역으로부터 박막 시료를 잘라내어 명시야에서 관찰한다. 1만배에서 10만배의 적절한 배율에 의해, 1μm2를 잘라내어, 장경이 0.05μm 이상 0.60μm 이하이고 애스펙트비 1：3 이상의 석출물(85)을 세어 구한다. 이 때, 박막 시료의 두께를 30nm로 하여 환산한 단위면적당 개수를 센다. 이 작업을 연속된 5시야 이상으로 행하여, 그 평균을 개수 밀도로 한다.
또한, 본 실시 형태의 고강도 강판(110)은, 장경이 0.05~0.60μm로 애스펙트비 1：3 이상의 석출물이 30개/μm2 이상의 개수 밀도라는 요건을 만족하고 있는데, 이 고강도 강판(110)을 이용하여 제조된 충격 흡수 부재의 석출물도 이 요건을 만족하고 있다.
이하, 고강도 강판(110)으로부터 충격 흡수 부재(1, 12)를 제조하는 흐름의 계속을 설명한다.
제1의 열처리 공정이 실시된 고강도 강판(110)은, 제철소(101)에 있어서 감겨 코일(111)이 된다. 코일(111)은, 제철소(101)로부터 코일 센터(102)로 출하된다. 코일 센터(102)는, 코일(111)을 보관하고, 주문을 받은 코일(111)을 부품 공장(103)으로 출하한다.
부품 공장(103)은, 코일(111)로부터 충격 흡수 부재(1, 12)를 성형하는 공장이다. 이 부품 공장(103)에서 행해지는 각 공정은, 1개의 공장을 부품 공장(103)으로서 이용하여 행해져도 되고, 1 또는 복수의 공정마다 상이한 공장을 이용하여, 이들 상이한 복수의 공장을 전체적으로 부품 공장(103)으로서 이용해도 된다.
부품 공장(103)에서는, 우선, 입하한 코일(111)을 풀어, 굽힘 교정을 행하여 평탄한 고강도 강판(110)으로 되돌린다. 다음에, 이 고강도 강판(110)에 블랭킹 가공을 실시한다. 블랭킹 가공에 의해, 충격 흡수 부재(1, 12)용 블랭크(115)가 성형된다. 예를 들면, 블랭킹용 프레스기(114)에 의해, 블랭크(115)가 성형된다. 또한, 실제로는, 프런트 사이드 멤버(1)의 제1 반부(20) 및 제2 반부(30), 센터 필러 베이스(16)의 제3 반부(40) 및 제4 반부(50), 그리고, 센터 필러 본체(17)의 제5 반부(60) 및 제6 반부(70) 각각의 형상에 대응한 블랭크가 형성된다. 본 실시 형태에서는, 각 반부(20, 30, 40, 50, 60, 70)의 각각에 대응하는 블랭크를, 총칭하여 블랭크(115)라고 한다.
다음에, 블랭크(115)를 냉간 소성 가공함으로써, 소부 도장되기 전의 반부(20, 30, 40, 50, 60, 70)를 성형한다. 구체적으로는, 블랭크(115)에 냉간 소성 가공으로서, 드로 성형(드로잉 성형) 또는 폼 성형을 실시함으로써, 소부 도장되기 전의 반부(20, 30, 40, 50, 60, 70)로서의 강 부재(117)를 성형한다. 드로 성형은, 예를 들면 드로 성형기(116)를 이용하여 성형된다.
드로 성형기(116)는, 펀치(116a)와, 다이(116b)와, 다이(116b)와 협동하여 블랭크(115)의 단부를 누르는 블랭크 홀더(116c)를 갖고 있다. 드로 성형에서는, 블랭크(115)의 단부가 다이(116b) 및 블랭크 홀더(116c)로 구속된 상태로 블랭크(115)가 성형되므로, 블랭크(115)를 성형한 후의 강 부재(117)에 있어서, 굴곡부(117a) 및 벽부(117b)의 쌍방에 예변형이 부여된다.
폼 성형기(118)는, 펀치(118a)와, 다이(118b)와, 펀치(118a)와 협동하여 블랭크(115)의 중간부를 끼우는 패드(118c)를 갖고 있다. 폼 성형에서는, 블랭크(115)의 단부가 다이(118b)에 구속되지 않기 때문에, 블랭크(115)를 성형한 후의 강 부재(117)에 있어서, 펀치(118a) 및 다이(118b)에 끼워져 있는 개소의 근방의 굴곡부(117a)에는 예변형이 부여되는 한편, 당해 굴곡부(117a) 이외의 개소에는 실질적으로 예변형은 부여되지 않는다.
본 실시 형태에서는, 축 압궤 부품으로서의 프런트 사이드 멤버(1)에 있어서는, 소부 도장 전의 제1 반부(20) 및 소부 도장 전의 제2 반부(30)의 쌍방이, 블랭크(115)를 드로 성형에 의해 강 부재(117)로 함으로써 성형된다. 또, 굽힘 부품으로서의 센터 필러(12)에 대해, 단(短)스팬 부재로서의 센터 필러 베이스(16)는, 소부 도장 전의 제3 반부(40) 및 제4 반부(50) 중 적어도 제3 반부(40)(폭 방향 Y의 외측 부재)가, 블랭크(115)를 드로 성형에 의해 강 부재(117)로 함으로써 성형된다.
한편, 센터 필러(12) 중, 장스팬 부재로서의 센터 필러 본체(17)는, 소부 도장 전의 제5 반부(60) 및 제6 반부(70) 중 적어도 제5 반부(60)(폭 방향 Y의 외측 부재)가, 블랭크(115)를 폼 성형에 의해 강 부재(117)로 함으로써 성형된다.
도 2 (A)를 참조하고, 이와 같이, 드로 성형된 제1 반부(20), 제2 반부(30), 및, 제3 반부(40)(보다 정확하게는, 대응하는 제1 반부(20), 제2 반부(30), 및, 제3 반부(40)를 구성하는 복수의 성형품(117))에 있어서는, 동그라미표 및 삼각표가 붙어져 있는 개소로서의, 제1 능선부(22, 32, 42)와, 벽부(21, 31, 43)의 중앙부(27, 37, 47)와, 제2 능선부(24, 34, 44) 각각에 있어서, 예변형이 부여되어 있다. 예변형은, 적어도 2%이다. 드로 성형에 있어서의 펀치(116a)의 동작량 등의 성형 조건을 제어하여, 예변형을 2% 이상 부여함으로써, 소부 경화량을 충분히 크게 할 수 있다. 소부 경화는, 냉간 소성 가공(예변형)에 의해 강판에 들어가는 전위(소성 변형의 기본 과정이 되는 선 결함)에, 침입형 원소(주로 탄소)가 이동·고착함으로써 그 운동을 저해하여, 강도가 상승하는 현상으로, 변형 시효라고도 불린다.
도 2에서는, 능선부에 있어서 예변형이 부여되어 있는 개소를 ○표로 나타내고, 벽부에 있어서 예변형이 부여되어 있는 개소를 △표로 나타내고 있다. 단, 제3 반부(40)의 제2 능선부(44)는, 측면 충돌 시에 있어서 충격 흡수 에너지에 큰 영향을 주는 개소는 아니기 때문에, 예변형이 부여되어 있지 않아도 된다.
한편, 폼 성형된 제5 반부(60)에 있어서는, 동그라미표가 붙어져 있는 개소로서의 제1 능선부(62)에 있어서 예변형이 부여되어 있다. 폼 성형에 있어서도, 드로 성형의 경우와 동일하게, 펀치(118a)의 동작량 등의 성형 조건을 제어함으로써 예변형을 부여하고 있다. 한편, 제2 벽부(63)의 중앙부(67), 및, 제2 능선부(64) 각각에 있어서, 실질적으로 예변형은 부여되어 있지 않다.
또한, 제4 반부(50) 및 제6 반부(70)(센터 필러(12)에 있어서의 폭 방향 Y의 내측 반부)는, 드로 성형에 의해 성형되어도 되고, 폼 성형에 의해 성형되어도 된다.
다시 도 4를 참조하고, 냉간 소성 가공(프레스 성형 가공) 후, 강 부재(117)를 이용하여, 충격 흡수 부재(1, 12)를 포함하는 차체(100)의 조립 작업이 행해진다. 구체적으로는, 제1 반부(20)가 되는 강 부재(117)와 제2 반부(30)가 되는 강 부재(117)가 서로 플랜지 접합됨으로써, 프런트 사이드 멤버(1)용 강 부재(117)의 유닛이 성형된다. 즉, 도장 및 소부 경화 처리가 실시됨으로써 프런트 사이드 멤버(1)가 되는 중간체가 성형된다. 또, 제3~제6 반부(30, 40, 50, 60, 70)가 되는 강 부재(117)가 서로 접합됨으로써, 센터 필러(12)용 강 부재(117)의 유닛이 성형된다. 즉, 도장 및 소부 경화 처리가 실시됨으로써 센터 필러(12)가 되는 중간체가 성형된다. 그리고, 이러한 충격 흡수 부재(1, 12)용 강 부재(117)의 유닛이 다른 차체 부재와 조합됨으로써, 차체(100)가 조립된다.
다음에, 조립된 차체(100)에 도장이 실시된다. 이 도장은, 예를 들면, 전착 도장과, 중간칠 도장과, 마무리칠 도장(베이스 및 클리어 도장)의, 3종류의 도장을 포함한다. 도장에는, 수성 도료 또는 용제 도료가 이용된다. 전착 도장 공정에서는, 도료를 담아 둔 전착조에 차체(100)를 가라앉힌 상태에서, 차체(100)의 표면 전체에 전착 도장이 실시된다. 또, 중간칠 도장 공정에서는, 도장 로봇 또는 공원에 의한 수작업에 의해, 스프레이 노즐로부터 도료를 차체(100)에 분무함으로써, 차체(100)의 표면 전체에 중간칠 도장이 실시된다. 또, 마무리칠 도장 공정에서는, 도장 로봇 또는 공원에 의한 수작업에 의해, 스프레이 노즐로부터 도료가 차체(100)에 분무됨으로써, 차체(100)의 표면 전체에 마무리칠 도장이 실시된다. 이에 의해, 차체(100)의 표면은, 100μm 정도 두께의 도장막으로 구성된다.
상술의 도장 공정에는, 제2의 열처리 공정이 포함되어 있다. 제2의 열처리는, 도장막을 차체(100)의 모재(강판)에 소부하기 위한 소부 건조 처리이며, 또한, 강판을 소부 경화시키는 처리이다. 제2의 열처리 공정은, 도장 공정 중, 전착 도장 후에 또한 중간칠 도장 전에 행해져도 되고, 복수 회 행해지는 중간칠 도장과 중간칠 도장 사이에 행해져도 되며, 중간칠 도장 후에 또한 마무리칠 도장 전에 행해져도 되고, 복수 회 행해지는 마무리칠 도장과 마무리칠 도장 사이에 행해져도 되며, 마무리칠 도장 후에 행해져도 된다.
제2의 열처리 공정에서는, 건조로(119)에 차체(100)가 반입된다. 건조로(119) 내에 있어서의 차체(100)의 온도 T2는, 상술한 바와 같이, 80℃~200℃의 범위로 설정된다. 제2의 열처리 공정에 있어서의 온도 T2가 상기의 하한 이상임으로써, 도료를 차체(100)의 강판에 확실히 소부할 수 있고, 또한, 차체(100)를 구성하는 강판에, 보다 확실히 경화 처리를 실시할 수 있다. 또, 온도 T2가 상기의 상한 초과이면, 자동차의 제조 공정의 비용을 높여 버린다. 그 때문에, 유지 온도의 상한은 200℃ 이하로 한다.
건조로(119) 내에 있어서의 차체(100)의 유지 시간은, 상술한 바와 같이, 300~1800초의 범위로 설정된다. 제2의 열처리 공정에 있어서의 유지 시간이 상기의 하한 이상임으로써, 도료를 차체(100)의 강판에 확실히 소부할 수 있고, 또한, 차체(100)를 구성하는 강판에, 보다 확실히 경화 처리를 실시할 수 있다. 또, 유지 시간이 1800초 초과이면, 자동차의 제조 공정의 비용을 높여 버린다. 그 때문에, 유지 시간은 1800초 이하로 한다.
제2의 열처리 공정에서는, 차체(100)의 강판은, 상기 온도 범위 내에서의 일정한 온도 T2에서, 300~1800초 연속하여 유지된다. 제2의 열처리 공정에 있어서의 온도 T2의 유지 시간이 상기의 하한 이상임으로써, 도료가 소부된다는 효과를 얻을 수 있다. 또, 온도 T2의 유지 시간이 상기의 상한 초과인 경우, 자동차의 제조 비용이 높아진다. 그 때문에, T2의 유지 시간은 1800초 이하로 한다.
이상의 제2의 열처리 공정을 포함하는 도장 공정을 거침으로써, 충격 흡수 부재(1, 12)를 포함하는 차체(100)가 완성된다.
＜코일 센터에서 제1의 열처리 공정이 행해지는 경우＞
도 5를 참조하고, 제철소(101)에서 최종 어닐링이 실시된 고강도 강판(110)은, 제철소(101)에 있어서 감겨 코일(111)이 된다. 코일(111)은, 제철소(101)로부터 코일 센터(102)로 출하된다. 코일 센터(102)에서는, 코일(111)을 푼다. 그리고, 풀린 고강도 강판(110)을, 코일 센터(102)에 설치된 가열로(112)에서 가열함으로써, 제1의 열처리가 행해진다. 이 때의 제1의 열처리 공정은, 도 4를 참조하면서 전술한 내용(제철소(101)에서의 제1의 열처리)과 같다. 또한, 코일 센터(102)에서 제1의 열처리 공정이 행해지는 경우, 코일(111)로부터 풀린 후, 추가로 굽힘 교정되어 평탄하게 된 고강도 강판(110)에 제1의 열처리 공정이 행해져도 된다. 제1의 열처리가 실시된 고강도 강판(110)은, 다시 감겨 코일(111)이 되고, 부품 공장(103)으로 출하된다.
코일 센터(102)로부터 입하한 고강도 강판(110)을 이용하여, 차체(100)가 제조되는 부품 공장(103)에서의 공정은, 도 4를 참조하면서 전술한 내용과 같으므로, 상세한 설명은 생략한다. 부품 공장(103)에 있어서, 전술의 제2의 열처리 공정을 포함하는 도장 공정을 거침으로써, 차체(100)가 완성된다.
＜부품 공장에서 제1의 열처리 공정이 행해지는 경우＞
도 6을 참조하고, 제철소(101)에서 완성된 고강도 강판(110)은, 제철소(101)에 있어서 감겨 코일(111)이 된다. 코일(111)은, 제철소(101)로부터 코일 센터(102)로 출하되고, 그 후, 부품 공장(103)으로 출하된다.
부품 공장(103)에서는, 코일(111)을 풀고, 굽힘 교정을 행하여 평탄하게 함으로써 코일(111)이 평탄한 시트 형상의 고강도 강판(110)으로 되돌려진다. 다음에, 시트 형상의 고강도 강판(110)에 블랭킹 가공을 실시함으로써, 충격 흡수 부재(1, 12)용 블랭크(115)를 성형한다.
다음에, 블랭크(115)에 제1의 열처리를 실시한다. 이 경우, 부품 공장(103)에 설치된 가열로(112)에서 블랭크(115)에 제1의 열처리를 실시한다. 이 때의 제1의 열처리 공정은, 도 4를 참조하면서 전술한 내용과 같다. 또한, 부품 공장(103)에서 제1의 열처리 공정이 행해지는 경우, 블랭크(115)에 성형되기 전의 시트 형상의 고강도 강판(110)에 제1의 열처리가 행해져도 된다. 블랭킹 가공 및 제1의 열처리 후의 처리 공정(냉간 소성 가공 공정 후의 공정)은, 도 4를 참조하여 설명한 것과 같으므로, 설명을 생략한다.
이상의 제2의 열처리 공정을 포함하는 도장 공정을 거침으로써, 차체(100)가 완성된다.
이상 설명한 바와 같이, 본 실시 형태에 의하면, 최종 어닐링 후, 제1의 열처리(템퍼링 처리)가 행해지고, 그 후, 제2의 열처리(소부 경화 처리)가 행해짐으로써, 제2의 열처리 시에 있어서의 강판(강 부재(117))의 소부 경화량을 보다 크게 할 수 있다. 그 결과, 성형 가공(냉간 소성 가공 등) 시에는 비교적 연질로 성형하기 쉽고, 성형 가공 후, 도장 소부 시의 소부 경화량이 크고, 소부 경화 후의 상태에 있어서 충격 흡수 에너지를 크게 할 수 있으며, 또한, 소재인 강판을 얇게 할 수 있는 충격 흡수 부재(1, 12)를 제조할 수 있다.
또, 본 실시 형태에 의하면, 센터 필러(12)에 있어서의 장스팬 부재로서의 센터 필러 본체(17)의 제5 반부(60)는, 강 부재(117)에 폼 성형이 실시됨으로써 형성되어 있다. 이 구성이면, 자동차의 측면 충돌 시에 있어서, 센터 필러 본체(17) 중, 굽힘 변형을 일으킴으로써 충격 흡수 에너지를 일으키는 제5 반부(60)의 제1 능선부(62)에 예변형을 부여할 수 있다. 이에 의해, 당해 제1 능선부(62)의 소부 경화 처리(제2의 열처리)에 의해, 제1 능선부(62)의 소부 경화량을 충분히 높게 할 수 있다. 그 결과, 자동차의 측면 충돌 시에 의해 센터 필러 본체(17)가 굽힘 변형했을 때에 실질적으로 소성 변형하는 제1 능선부(62)에서의 충격 흡수 에너지를 보다 높게 할 수 있다. 게다가, 폼 성형이면, 블랭크(115)의 외주 가장자리부를 구속하지 않고 당해 블랭크(115)를 강 부재(117)에 성형한다. 이 때문에, 예변형을 부여하고 싶은 개소(제1 능선부(62)) 이외에 불필요한 부하를 걸지 않아도 된다.
또, 본 실시 형태에 의하면, 센터 필러(12)에 있어서의 단스팬 부재로서의 센터 필러 베이스(16)의 제3 반부(40)는, 강 부재(117)에 드로 성형이 실시됨으로써 형성되어 있다. 이 구성이면, 자동차의 측면 충돌 시에 있어서, 센터 필러 베이스(16) 중, 높이 방향 Z와 직교하는 단면에서의 폐단면이 찌그러지는 변형을 일으킴으로써 충격 흡수 에너지를 일으키는 제3 반부(40)에 있어서, 능선부 및 벽부, 특히, 제1 능선부(42) 및 제2 벽부(43)의 쌍방에 예변형을 부여할 수 있다. 이에 의해, 당해 제1 능선부(42) 및 제2 벽부(43)의 소부 경화 처리(제2의 열처리)에 의해, 제1 능선부(42) 및 제2 벽부(43)의 소부 경화량을 충분히 높게 할 수 있다. 그 결과, 자동차의 측면 충돌 시에 의해 센터 필러 베이스(16)가 찌그러져 변형했을 때에 실질적으로 소성 변형하는 제1 능선부(42) 및 제2 벽부(43)에서의 충격 흡수 에너지를 보다 높게 할 수 있다.
또, 본 실시 형태에 의하면, 축 압궤 부품으로서의 프런트 사이드 멤버(1)의 제1 반부(20) 및 제2 반부(30)는, 강 부재(117)에 드로 성형이 실시됨으로써 형성되어 있다. 이 구성이면, 자동차 전면 충돌 시에 있어서, 길이 방향 X로 찌그러짐으로써 충격 흡수 에너지를 일으키는 제1 반부(20) 및 제2 반부(30) 각각에 있어서, 능선부 및 벽부, 특히, 제1 능선부(22, 32), 제2 벽부(23, 33), 및, 제2 능선부(24, 34) 모두에 예변형을 부여할 수 있다. 이에 의해, 당해 제1 능선부(22, 32), 제2 벽부(23, 33), 및, 제2 능선부(24, 34)의 소부 경화 처리(제2의 열처리)에 의해, 제1 능선부(22, 32), 제2 벽부(23, 33), 및, 제2 능선부(24, 34)의 소부 경화량을 충분히 높게 할 수 있다. 그 결과, 자동차의 측면 충돌 시에 의해 프런트 사이드 멤버(1)가 압궤 변형했을 때의 충격 흡수 에너지를 보다 높게 할 수 있다.
또, 본 실시 형태에 의하면, 제1의 열처리(템퍼링 처리)를, 제철소(101)에 있어서, 최종 어닐링 후에 또한 코일(111)에 감기 전의 고강도 강판(110)에 실시하는 경우가 있다. 이 경우, 고강도 강판(110)의 제조 시에 제1의 열처리도 제철소(101)에서 통합하여 행할 수 있다.
또, 본 실시 형태에 의하면, 제1의 열처리(템퍼링 처리)를, 코일 센터(102)에 있어서, 코일(111)로부터 풀린 후의 고강도 강판(110)에 실시하는 경우가 있다. 이 경우, 제철소(101)와 부품 공장(103) 사이의 유통 과정에 있어서, 제1의 열처리를 코일 센터(102)에서 행할 수 있다.
또, 본 실시 형태에 의하면, 제1의 열처리(템퍼링 처리)를, 부품 공장(103)에 있어서, 블랭킹된 후의 블랭크(115)(강판)에 실시하는 경우가 있다. 이 경우, 시트 형상의 고강도 강판(110)을 가공할 때에, 제1의 열처리도 부품 공장(103)에 있어서 통합하여 행할 수 있다.
또, 본 실시 형태에 의하면, 제1의 열처리가, Dual-Phase 강판인 고강도 강판(110)에 실시된다. 이 경우, 780MPa 이상의 편석 저감된 강판에 사전 열처리로서의 제1의 열처리가 실시된다. 그 결과, 고강도 강판(110)을 이용하여 형성되는 충격 흡수 부재(1, 2)의 성형성 및 충돌 성능을 보다 높게 할 수 있다.
또, 센터 필러(12)(굽힘 부품)를 구성하는 고강도 강판(110)에 사전 열처리로서의 제1의 열처리를 실시하고, 드로 성형 및 폼 성형을 선택적으로 이용하여 센터 필러(12)가 제조됨으로써, 충돌 성능이 높아진다. 이 메커니즘은 이하의 (d1), (d2)의 2개의 중첩 효과라고 생각할 수 있다.
(d1) 제1의 열처리(사전 열처리)에 의해, 소부 경화성이 높아진 것.
마르텐사이트를 포함하는 고장력강은, Si 함유량에 의해 정해지는 템퍼링 온도에 의해 소부 경화성이 높아진다. 소부 경화성이 높아지면, 시험의 편의상, 인장 시험에서의 응력이 최대를 나타낸 후 바로 저하하여 파단에 이른다. 한편, 전단 시험에서는 즉석의 파단이 일어나지 않으며 측정 가능하다. 그리고, 충돌 성능을 높이기 위해서는, 센터 필러(12)의 센터 필러 베이스(16) 및 센터 필러 본체(17) 각각에 대해, 인장 시험에서의 신장 변형 5% 시의 인장 응력 σ5와 전단 시험에서의 전단 변형 5√3% 시의 전단 응력 τ5의 비 σ5/τ5가 1.70 이하일 필요가 있다.
(d2) 제1 능선부(42, 62)와 대응하는 벽부(42, 62)의 중앙부(47, 67)에서 강도가 상이하도록, 센터 필러(12)에 있어서, 굽힘에 의한 충돌에 가장 유효한 성형 방법을 채용한 것.
센터 필러 베이스(16) 및 센터 필러 본체(17) 각각에 있어서, 제1 능선부(42, 62)에 드로 성형 또는 폼 성형에 의해 변형을 부가하여, 소부 경화 후의 강도를 올리고, 제1 능선부(42, 62)와 벽부(42, 62)의 중앙부(47, 67)에서, 강도 및 가공 경화능에 차를 둔다. 그러기 위해서는, 제1 능선부(42, 62)와 제2 벽부(43, 63)의 중앙부(47, 67)의 비커스 경도의 비 Hvr/Hvc가 각각 1.05 이상일 필요가 있다. 이상의 (d1), (d2)의 중첩 효과에 의해, 센터 필러(12)의 굽힘에 의한 충돌 성능이 향상된다.
또, 프런트 사이드 멤버(1)(축 압궤 부품)를 구성하는 고강도 강판(110)에 사전 열처리로서의 제1의 열처리를 실시하여, 드로 성형에 의해 프런트 사이드 멤버(1)를 제조함으로써, 충돌 성능이 높아진다. 이 메커니즘은 이하의 (e1), (e2)의 2개의 중첩 효과라고 생각할 수 있다.
(e1) 제1의 열처리(사전 열처리)에 의해, 소부 경화성이 높아진 것.
마르텐사이트를 포함하는 고장력강은, Si 함유량에 의해 정해지는 템퍼링 온도에 의해 소부 경화성이 높아진다. 소부 경화성이 높아지면, 시험의 편의상, 인장 시험에서의 응력이 최대를 나타낸 후 바로 저하하여 파단에 이른다. 한편, 전단 시험에서는 즉석의 파단이 일어나지 않으며 측정 가능하다. 또한, 소부 경화성이 높아지면, 고변형의 응력을 높이므로, 축 압궤에 의한 충돌 성능을 높일 수 있다. 이와 같이 충돌 성능을 높이기 위해서는, 인장 시험에서의 신장 변형 10% 시의 인장 응력 σ10과 전단 시험에서의 전단 변형 10√3% 시의 전단 응력 τ10의 비 σ10/τ10이 1.70 이하일 필요가 있다.
(e2) 제1 능선부(22)와 제1 벽부(21)의 중앙부(27)에서 같은 강도가 얻어지도록, 축 압궤에 의한 충돌에 가장 유효한 성형 방법을 채용한 것.
제1 능선부(22)와 제2 벽부(23)에 드로 성형에 의한 변형을 같은 정도 부가하고, 소부 경화 후의 강도를 올려, 충돌 성능을 높인다. 그러기 위해서는, 제1 능선부(22)와 제1 벽부(21)의 중앙부(27)의 비커스 경도의 비 Hvr/Hvc가 1.10 미만일 필요가 있다. 이상의 (e1), (e2)의 중첩 효과에 의해, 프런트 사이드 멤버(1)의 축 압궤에 의한 충돌 성능이 향상된다.
실시예
다음에, 본 발명의 실시예에 대해 설명한다. 실시예에서의 조건은, 본 발명의 실시 가능성 및 효과를 확인하기 위해 채용한 일 조건예이며, 본 발명은, 이 일 조건예에 한정되는 것은 아니다. 본 발명은, 본 발명의 요지를 벗어나지 않고, 본 발명의 목적을 달성하는 한에 있어서, 여러 가지의 조건을 채용할 수 있는 것이다.
＜고강도 강판의 제작＞
표 1-1에 나타내는 화학 조성을 갖는 슬래브를 제조하고, 슬래브를 1300℃로 1시간 가열한 후, 표 1-2에 나타내는 조건으로 조압연 및 마무리 압연을 행하여 열연강판을 얻었다. 그 후, 열연강판의 산세를 행하고, 표 1-2에 나타내는 압하율로 냉간 압연을 행하여 냉연강판을 얻었다. 이어서, 표 1-2에 나타내는 조건 하에서 어닐링을 행했다. 또한, 표 1-2에 나타내는 각 온도는 강판의 표면 온도이다.
또한, 각 표에 있어서, 굵은 글씨 또한 밑줄로 나타내어져 있는 개소는, 바람직한 범위로부터 벗어나 있는 것을 나타내고 있다.
[표 1-1]
[표 1-2]
[표 1-3]
표 1-2에 있어서의 Ac1 및 Ac3은 이하에 나타내는 식으로 계산했다. 하기 식에 있어서의 원소 기호에는 당해 원소의 질량%를 대입했다. 함유하지 않는 원소에 대해서는 0질량%를 대입했다.
Ac1=751-16×C＋35×Si―28×Mn-16×Ni＋13×Cr-6×Cu＋3×Mo
Ac3=881-335×C＋22×Si―24×Mn-17×Ni-1×Cr-27×Cu＋41×Mo
상기의 어닐링(최종 어닐링) 후의 고강도 강판의 조직 및 기계 특성값이, 표 1-3에 나타내어져 있다. 조직에 대해서는, 마르텐사이트 면적률과, 잔부 조직과, Cmax/Cmin를 나타내고 있다.
마르텐사이트의 면적률의 측정은, 이하와 같이 행해진다. 우선, 고강도 강판의 압연 방향 및 판두께 방향에 평행한 단면을 갖는 시료를 채취했다. 이 시료를, 전술한 방법으로 측정함으로써, 마르텐사이트의 면적률을 측정했다.
잔부 조직은, 페라이트를 F, 베이나이트를 B로 나타내고 있다. 페라이트 및 베이나이트의 측정 방법은, 고강도 강판에 있어서의 마르텐사이트의 면적률을 측정하기 위한 상기 시료를 이용하여, 전술한 방법으로 측정했다. 또한, 본원에서는, 마르텐사이트의 면적률이 소부 경화 성능에 있어서 중요하며, 페라이트의 면적률 및 베이나이트의 면적률은 소부 경화 성능에 큰 영향을 준다고는 반드시 할 수 없다. 따라서, 페라이트의 면적률의 측정과 베이나이트의 면적률의 측정은 생략했다.
Cmax/Cmin로 나타내어지는 Si의 편석도는, 다음과 같이 하여 측정했다. 고강도 강판에 대해 그 압연 방향이 법선 방향이 되는 면(즉 강판의 두께 방향 단면)을 관찰할 수 있도록 조정한 후, 경면 연마하고, EPMA 장치에 의해, 당해 고강도 강판의 두께 방향 단면에 있어서 강판의 중앙부 100μm×100μm의 범위에 대해, 강판의 두께 방향을 따라 편면 측으로부터 다른 면 측을 향하여 0.5μm 간격으로 200점의 Si 함유량을 측정했다. 같은 100μm×100μm의 범위 내의 거의 전영역을 커버하도록 다른 4라인 상에서 동일한 측정을 행하고, 전체 5라인 상에서 측정된 합계 1000점의 Si 함유량 중에서, 최고값을 Si 함유량의 최대값 Cmax(질량%)로 하고, 최저값을 Si 함유량의 최소값 Cmin(질량%)으로 하여, 비 Cmax/Cmin를 산출했다.
기계 특성값은, 인장 강도 TS와, 파단 신장 EL을 측정했다. 이 측정은, 압연 방향에 직각인 방향을 길이 방향으로 하는 JIS5호 인장 시험편을 채취하고, JIS(일본 공업 규격) Z2241：2011 금속재료 인장 시험 방법에 준거하여 행해졌다.
또한, 상술한, 고강도 강판의 조직(마르텐사이트 면적률, 잔부 조직, 및, Cmax/Cmin)은, 고강도 강판에 후술하는 제1의 열처리, 냉간 소성 가공, 및, 제2의 열처리가 행해진 후의 부품에 있어서도 대략 변화없이 유지된다. 따라서, 표 1-3에 기재된 내용은, 후술하는 굽힘 부품 및 축 압궤 부품에 있어서도 들어맞는다고 할 수 있다.
＜고강도 강판을 이용한 굽힘 부품의 제작＞
표 1-3에 나타내는 고강도 강판(냉연강판)에 제1의 열처리(템퍼링)를 행했다. 제1의 열처리에 있어서의 고강도 강판의 온도 및 이 온도의 유지 시간은 표 2-1에 나타내어져 있다. 그리고, 제1의 열처리가 행해진 고강도 강판에 냉간 소성 가공을 행하여 냉연강판을 굽힘 부품의 형상으로 성형했다. 이 때의 냉간 소성 가공법은, 표 2-1에 나타내어져 있다. 이어서 굽힘 부품의 형상으로 성형된 부품에 제2의 열처리(소부 경화)를 행함으로써, 굽힘 부품을 제작했다. 제2의 열처리에 있어서의 부품의 온도 및 이 온도의 유지 시간은 표 2-1에 나타내어져 있다.
[표 2-1]
[표 2-2]
도 7 (A) 및 도 7 (B)에는, 상술한 굽힘 부품을 도시한 굽힘 부품(121)이 나타내어져 있다. 도 7 (A)는, 굽힘 부품(121)을 길이 방향과 직교하는 방향에서 본 측면도이며, 도 7 (B)는, 굽힘 부품(121)을 길이 방향에서 본 도면이다.
도 7 (A) 및 도 7 (B)를 참조하고, 굽힘 부품(121)은, 중공축 형상 부재이며, 전체 길이 800mm, 판두께 t1=1.2mm이다. 굽힘 부품(121)은, 해트형 단면의 제1 반부(130)와, 평판 형상의 제2 반부(140)를 갖고 있다. 제1 반부(130)는, 제1 벽부(131)와, 한 쌍의 제1 능선부(132, 132)와, 한 쌍의 제2 벽부(133, 133)와, 한 쌍의 제2 능선부(134, 134)와, 한 쌍의 플랜지(135, 135)를 갖고 있다.
제1 반부(130) 중 제1 벽부(131) 측의 폭은 80mm이고, 해트 부분의 높이는 60mm이다. 제1 반부(30)의 제1 능선부(132)의 곡률 반경 R=5mm이다. 제2 반부(140)와 직교하는 방향에 대한 제2 벽부(133)의 경사 각도는, 5°이다. 제2 반부(140)의 폭은, 130mm이다. 제2 반부(140)에, 한 쌍의 플랜지(135, 135)가 스팟 용접에 의해 접합되어 있다. 이 스팟 용접의 너깃 지름≥5√판두께 t1이다. 또, 굽힘 부품(121)의 길이 방향에 있어서의 접합점의 배치 간격은, 40mm이다.
＜굽힘 부품의 평가＞
굽힘 부품(121)에 대해, 표 2-2에 나타내는 바와 같이, 벽부에 있어서, 인장 시험에서의 신장 변형이 5% 시의 인장 응력 σ5와 전단 시험에서의 전단 변형이 5√3% 시의 전단 응력 τ5의 비 σ5/τ5(5%비)와, 벽부 중앙부(137)의 비커스 경도 Hvc와, 제1 능선부(132)의 비커스 경도 Hvr과 벽부 중앙부(137)의 비커스 경도 Hvc의 비 Hvr/Hvc와, 석출물 개수 밀도와, 굽힘 부품에 발생하는 최대 하중과, 굽힘 부품의 충격 흡수 에너지를 측정했다.
5%비 산출을 위해, 굽힘 부품(121) 중, 제1 능선부(132)의 근방의 평면부(136)(벽부)에 있어서, 인장 시험과 전단 시험을 행했다. 이 때의 인장 시험은, 제1 능선부(132)의 근방의 평면부(136)를 굽힘 부품(121)으로부터 잘라내어, 인장 시험기(도시하지 않음)에 장착하여 행해졌다. 이 때의 인장 시험용 시험편은 10×100mm 정도의 크기가 있으면 된다. 또한, 이 인장 시험은, JIS(일본 공업 규격) Z2241：2011 금속재료 인장 시험 방법에 준거하여 행해졌다. 또, 전단 시험은, 제1 능선부(132)의 근방의 평면부(136)를 굽힘 부품(121)으로부터 잘라내어 직사각형 시험편(201)을 제작하고, 이 직사각형 시험편(201)을 도 8 (A)에 나타내는 전단 시험기(200)에 장착하여 행해졌다. 이 때의 전단 시험용 시험편은, 30mm×30mm 정도의 크기가 있으면 된다. 도 8 (A)에 전단 시험기(200)의 개요도를 나타낸다. 도 8 (B)는, 전단 시험에 관한 설명도이다. 도 8 (A) 및 도 8 (B)를 참조하고, 전단 시험은 직사각형 시험편(201)의 한 쌍의 장변부를 척킹하고, 한쪽의 장변부를 다른 쪽의 장변부에 대해 상하 방향(전단 방향)으로 움직임으로써 단순 전단 변형을 가하고, 이 전단 변형에 의해 발생하는 하중을 측정했다. 전단 응력 산출을 위한 단면적은, 전단 방향에 있어서의 직사각형 시험편(201)의 길이×판두께로 했다. 전단 변형은 시험편(201)의 중앙부에 전단 방향과 직교하는 방향을 따라 그린 직선(202)의 기울기로부터 수시로 구했다. 그리고, 인장 시험에서의 신장 변형이 5%일 때의 인장 응력 σ5와 전단 시험에서의 전단 변형이 5√3%일 때의 전단 응력 τ5를 각각 측정하고, 비 σ5/τ5(5%비)를 산출했다. 결과를 표 2-2에 나타낸다.
또, 굽힘 부품(121)의 제1 능선부(132)와 제2 벽부(133)의 중앙부(137) 각각을 잘라내어, 판두께의 1/4에 상당하는 개소에 대해 빅커스 경도 Hvr, Hvc를 측정했다. 비커스 경도 측정 시험은, JIS Z 2244：2009 비커스 경도 시험에 준거하여 행했다. 비커스 경도는 HV 0.5이며, 5점 측정하여 그 평균을 시험 결과로 했다. 그리고, 제1 능선부(132)의 비커스 경도 Hvr과 제2 벽부(133)의 중앙부(137)의 비커스 경도 Hvc의 비 Hvr/Hvc를 산출했다. 결과를 표 2-2에 나타낸다.
석출물 개수 밀도는, 제1의 열처리에 의해 얻어지는, 장경이 0.05μm 이상 0.60μm 이하이고 애스펙트비 1：3 이상의 석출물의 밀도를 말한다. 석출물의 형태 및 개수 밀도는, 전자현미경에 의한 관찰에 의해 결정되고, 본 실시예에서는, TEM(Transmission Electron Microscope) 관찰에 의해 측정했다. 구체적으로는, 굽힘 부품(121)을 구성하는 강판의 표면을 기준으로서, 당해 굽힘 부품(121)의 제1 반부(130)를 구성하는 강판의 두께의 3/8 위치에서 1/4 위치까지의 영역으로부터 박막 시료를 잘라냈다. 그리고, 이 박막 시료를 명시야에서 관찰하고, 1만배에서 10만배의 적절한 배율에 의해, 1μm2를 잘라내고, 장경이 0.05μm 이상 0.60μm 이하이고 애스펙트비 1：3 이상의 석출물을 세어 구했다. 이 때, 박막 시료의 두께를 30nm로서 환산한 단위면적당 개수를 세었다. 이 작업을 연속된 5시야 이상으로 행하여, 그 평균을 개수 밀도로 했다. 결과를 표 2-2에 나타낸다.
그리고, 굽힘 부품(121)의 최대 하중 및 충격 흡수 에너지의 측정을 위해, 3점 굽힘 변형 시험을 행했다. 구체적으로는, 도 7 (A) 및 도 7 (B)를 참조하고, 굽힘 부품(121)의 길이 방향에 대칭으로 반구 형상의 제1 압자(123)를 한 쌍, 700mm 간격으로 배치했다. 제1 압자(123)의 곡률 반경은 30mm이다. 또, 굽힘 부품(121)의 길이 방향 중앙에 제2 압자(124)를 배치했다. 제2 압자(124)의 곡률 반경은 50mm이다. 각 제1 압자(123)의 정점은, 제2 반부(140)와 서로 마주보고 있다. 제2 압자(124)의 정점은, 제1 반부(130)와 서로 마주보고 있다. 그리고, 제1 압자(123, 123) 및 굽힘 부품(121)을 제2 압자(124)를 향하여 7.2km/h(2m/s)로 이동시켜, 제2 압자(124)에 제1 반부(140)를 충돌시켰다. 이 때에 발생한 최대 하중, 및, 충격 흡수 에너지를 측정했다. 결과를 표 2-2에 나타낸다.
다음에, 굽힘 부품(121)에 관한 보다 구체적인 평가를 설명한다.
굽힘 부품(121)의 평가는, 최대 하중과, 충격 흡수 에너지가 이하의 2개의 식 (2), (3)의 쌍방을 만족하는 경우를 실시예로 하고, 식 (2), (3) 중 적어도 한쪽을 만족하지 않는 경우를 비교예로 했다.
최대 하중＞0.11×TS … (2)
충격 흡수 에너지＞0.00055×TS＋0.27 … (3)
또한, 상기의 식에 있어서의 TS는, 표 1-3에 기재되어 있는 인장 강도를 나타낸다.
도 9 (A)는, 인장 강도 TS와 최대 굽힘 하중의 관계를 나타내는 그래프이다. 도 9 (B)는, 인장 강도 TS와 굽힘 변형 시의 충격 흡수 에너지의 관계를 나타내는 그래프이다. 도 9 (A)에 있어서는, 식 (2)에 기재된 굽힘 하중=0.11×TS로 표시되는 직선이 임계선으로서 나타내어져 있다. 또, 도 9 (B)에 있어서는, 식 (3)에 기재된 충격 흡수 에너지=0.00055×TS＋0.27이 임계선으로서 나타내어져 있다. 또, 도 9 (A) 및 도 9 (B)에 있어서, 실시예 및 비교예의 경향선이 나타내어져 있다. 도 9 (A)의 실시예의 경향선은, 0.0123×TS-0.6182이다. 도 9 (A)의 비교예의 경향선은, 0.0115×TS-0.3599이다. 도 9 (B)의 실시예의 경향선은, 0.0005×TS＋0.3025이다. 도 9 (B)의 비교예의 경향선은, 0.0005×TS＋0.2631이다.
표 2-2, 도 9 (A) 및 도 9 (B)를 참조하고, 실시예는, 모두 임계선을 초과한 굽힘 하중 및 충격 흡수 에너지를 나타내고 있으며, 식 (2), (3)의 쌍방을 만족하고 있는 것을 알 수 있다. 한편, 비교예는, 특히 충격 흡수 에너지에 대해 임계선을 밑도는 경향을 나타내고 있다. 표 2-2에는, 식 (2)로 표시되는 0.11×TS, 및, 식 (3)으로 표시되는 0.00055×TS＋0.27 각각의 산출값이 나타내어져 있다. 실시예는, 모두, 소부 경화성이 좋은 경우도 있으며 5%비(σ/τ)가 1.70 이하로 되어 있다. 한편, 비교예는, 모두, 소부 경화성이 나쁜 경우도 있으며 5%비(σ/τ)가 1.70을 초과하고 있다.
굽힘 하중 및 충격 흡수 에너지의 일례에 대해 그래프화하여 나타내면, 도 10 (A) 및 도 10 (B)에 나타내는 효과를 얻을 수 있다. 도 10 (A)는, 굽힘 부재의 길이 수직 방향(길이 방향과는 수직인 방향)에 있어서의 당해 굽힘 부재의 변형량(스트로크)과, 굽힘 부재에 발생하는 하중의 관계의 일례를 나타내는 그래프이다. 도 10 (B)는, 굽힘 부재의 길이 수직 방향에 있어서의 당해 굽힘 부재의 변형량(스트로크)과, 굽힘 부재의 흡수 에너지의 관계의 일례를 나타내는 그래프이다.
도 10 (A)에서는, 실시예인 No.2와, 비교예인 No.14, No.15 각각의 특성이 나타내어져 있다. 도 10 (A)의 그래프의 가로축은 굽힘 부재의 스트로크량이며, 세로축은 굽힘 부재에 작용하는 하중을 나타내고 있다. 도 10 (A)로부터 분명한 바와 같이, 실시예인 No.2에 있어서의 하중의 피크값 P1은, 비교예인 No.15에 있어서의 하중의 피크값 P2보다 명확하게 높다. 또, 비교예인 No.14에서의 하중의 피크값 P3에 대해서는, 비교예인 No.15의 하중의 피크값 P2와 대략 같다.
도 10 (B)에서는 No.2, No.14, No.15 각각의 특성이 나타내어져 있다. 도 10 (B)의 그래프의 가로축은 굽힘 부재의 스트로크량이며, 세로축은 굽힘 부재에 작용하는 흡수 에너지를 나타내고 있다. 도 10 (B)로부터 분명한 바와 같이, 실시예인 No.2에 있어서의 흡수 에너지의 피크값 PE1은, 비교예인 No.14, No.15에 있어서의 흡수 에너지보다 명확하게 높다.
이상의 이유로, 굽힘 부품의 실시예는, 비교예의 굽힘 부품과 비교하여, 최대 하중이 향상되고, 균열되기 어려워짐으로써, 충격 흡수 에너지가 향상되는 경향이 명확하게 되었다. 특히, 같은 인장 강도일 때에 비교예와 비교하여 실시예에서는 충격 흡수 에너지가 향상되는 것을 알 수 있다.
또한, 굽힘 부품(121)의 제법에 관하여 서술하면, 표 1-3 및 표 2-1에 나타내어져 있는 바와 같이, 실시예인 No.1~No.13은, 모두, 본 발명의 범위 내에 들어가 있다. 한편, 비교예인 No.14~No.26은, 모두, 본 발명의 범위 외의 항목을 갖고 있다. 보다 구체적으로는, No.14는, 표 2-1에 나타내어져 있는 바와 같이, 제2의 열처리 공정의 시간이, 본 발명의 범위를 벗어나 있다. No.15는, 표 2-1에 나타내어져 있는 바와 같이, 제1의 열처리 공정이 행해지지 않기 때문에, 본 발명의 범위를 벗어나 있다. No.16, No.17은, 표 1-3에 나타내어져 있는 바와 같이, Cmax/Cmin가, 본 발명의 범위를 벗어나 있다. No.18은, 표 2-1에 나타내어져 있는 바와 같이, 제1의 열처리 공정의 온도가, 본 발명의 범위를 벗어나 있다. No.19는, 표 1-3에 나타내어져 있는 바와 같이, 마르텐사이트 면적률이 제로이며, 마르텐사이트를 포함하고 있지 않다. 또, 인장 강도가 780MPa에 달하지 않으며, 본 발명의 범위를 벗어나 있다. No.20은, 표 2-1에 나타내어져 있는 바와 같이, 제2의 열처리 공정에서의 온도가 본 발명의 범위를 벗어나 있다. No.21은, 인장 강도가 780MPa에 달하지 않기 때문에, 본 발명의 범위를 벗어나 있다. No.22는, 표 2-1에 나타내어져 있는 바와 같이, 제1의 열처리 공정에서의 온도가 본 발명의 범위를 벗어나 있다. No.23, No.24는, 표 1-3에 나타내어져 있는 바와 같이, Cmax/Cmin가 본 발명의 범위를 벗어나 있다. No.25는, 표 2-1에 나타내어져 있는 바와 같이, 제1의 열처리 공정에서의 시간이 본 발명의 범위를 벗어나 있다. No.26은, 표 2-1에 나타내어져 있는 바와 같이, 제2의 열처리 공정이 행해지지 않기 때문에, 본 발명의 범위를 벗어나 있다.
또, 굽힘 부품(121) 자체의 특성으로 말하면, 표 2-2에 잘 나타내어져 있는 바와 같이, 실시예인 No.1~No.13은, 모두, 본 명세서에서 권장되는 범위 내에 들어가 있다. 한편, 비교예인 No.14~No.26은, 모두, 5%비가 본 명세서에서 권장되는 범위를 벗어나 있다. 특히, No.15, No.18, No.19, No.21, No.22, No.25는, 석출물 개수 밀도가 본 명세서에서 권장되는 범위 미만이다.
＜고강도 강판을 이용한 축 압궤 부품의 제작＞
표 1-3에 나타내는 고강도 강판(냉연강판)에 제1의 열처리(템퍼링)를 행했다. 제1의 열처리에 있어서의 고강도 강판의 온도 및 이 온도의 유지 시간은 표 3-1에 나타내어져 있다. 그리고, 제1의 열처리가 행해진 고강도 강판에 냉간 소성 가공을 행하여 냉연강판을 축 압궤 부품의 형상으로 성형했다. 이 때의 냉간 소성 가공법은, 표 3-1에 나타내어져 있다. 이어서 축 압궤 부품의 형상으로 성형된 부품에 제2의 열처리(소부 경화)를 행함으로써, 축 압궤 부품을 제작했다. 제2의 열처리에 있어서의 부품의 온도 및 이 온도의 유지 시간은 표 3-1에 나타내어져 있다.
[표3-1]
[표3-2]
도 11 (A) 및 도 11 (B)에는, 상술한 축 압궤 부품을 도시한 축 압궤 부품(122)이 나타내어져 있다. 도 11 (A)는, 축 압궤 부품(122)의 측면도이며, 도 11 (B)는, 도 11 (A)의 XIB-XIB선을 따르는 단면도이다.
도 11 (A) 및 도 11 (B)를 참조하고, 축 압궤 부품(122)은, 중공 사각통 부재이며, 전체 길이 300mm, 판두께 t2=1.2mm이다. 축 압궤 부품(122)은, 4개의 능선부(142)와, 4개의 벽부(143)를 갖고 있으며, 당해 축 압궤 부품(122)의 길이 방향으로 봐서 전체적으로 대략 정사각형으로 형성되어 있다. 축 압궤 부품(122)의 한 변의 길이는, 50mm이다. 각 능선부(142)의 곡률 반경 R=5mm이다. 또한, 축 압궤 부품(122)의 양단부에, 직사각형 형상 강판(150)이 아크 접합에 의해 접합되어 있다. 직사각형 형상 강판은, 한 변이 200mm이며, 판두께가 9mm이다.
＜축 압궤 부품의 평가＞
축 압궤 부품(122)에 대해, 표 3-2에 나타내는 바와 같이, 능선부(142) 근방의 평면부(146)(벽부)에 있어서, 인장 시험에서의 신장 변형이 10%일 때의 인장 응력 σ10과 전단 시험에서의 전단 변형이 10√3%일 때의 전단 응력 τ10의 비 σ10/τ10(10%비)과, 벽부 중앙부(147)의 비커스 경도 Hvc와, 능선부(142)의 비커스 경도 Hvc와 벽부 중앙부(147)의 비커스 경도 Hvr의 비 Hvr/Hvc와, 석출물 개수 밀도와, 충격 흡수 에너지를 측정했다.
10%비 산출을 위해, 축 압궤 부품(122) 중, 능선부(142)의 근방에 있어서의 능선부(142)로부터의 변형이 전달되는 평면부(146)에 있어서, 인장 시험과 전단 시험을 행했다. 이 때의 인장 시험은, 능선부(142)의 근방의 평면부(146)를 축 압궤 부품(122)으로부터 잘라내어, 인장 시험기(도시하지 않음)에 장착하여 행해졌다. 이 때의 인장 시험용 시험편은, 10×100mm사방 정도의 크기가 있으면 된다. 또한, 이 인장 시험은, JIS(일본 공업 규격) Z2241：2011 금속재료 인장 시험 방법에 준거하여 행했다. 또, 전단 시험은, 능선부(142)의 근방의 평면부(146)를 축 압궤 부품(122)으로부터 잘라내어 직사각형 시험편(201)을 제작하고, 이 직사각형 시험편(201)을 도 8 (A) 및 도 8 (B)에 나타내는 전단 시험기(200)에 장착하여 행해졌다. 이 때의 전단 시험용 시험편은, 30mm×30mm 정도의 크기가 있으면 된다. 이 전단 시험기(200)에 있어서의 시험 내용은, 굽힘 부품(121)으로부터 잘라내어 제작된 직사각형 시험편(201)에 있어서의 시험과 같다. 그리고, 인장 시험에서의 신장 변형이 10%일 때의 인장 응력 σ10과 전단 시험에서의 전단 변형이 10√3%일 때의 전단 응력 τ10을 각각 측정하여, 인장 응력 σ10과 전단 응력 τ10의 비 σ10/τ10을 산출했다. 결과를 표 3-2에 나타낸다.
또, 축 압궤 부품(122)의 능선부(142)와 벽부(143)의 중앙부(147) 각각을 잘라내어, 판두께의 1/4에 상당하는 개소에 대해 비커스 경도를 측정했다. 비커스 경도 측정 시험은, JIS Z 2244：2009 비커스 경도 시험에 준거하여 행했다. 비커스 경도는 HV 0.5이며, 5점 측정하고 그 평균을 시험 결과로 했다. 그리고, 능선부(142)의 비커스 경도 Hvr과 벽부(143)의 중앙부(147)의 비커스 경도 Hvc의 비 Hvr/Hvc를 산출했다. 결과를 표 3-2에 나타낸다.
석출물 개수 밀도는, 제1의 열처리에 의해 얻어지는, 장경이 0.05μm 이상 0.60μm 이하이고 애스펙트비 1：3 이상의 석출물의 밀도를 말한다. 석출물의 형태 및 개수 밀도는, 전자현미경에 의한 관찰에 의해 결정되고, 본 실시예에서는, 굽힘 부품(121)에 있어서의 석출물 개수 밀도의 측정과 동일, TEM 관찰에 의해 측정했다. 구체적으로는, 축 압궤 부품(122)을 구성하는 강판의 표면을 기준으로서, 당해 축 압궤 부품(122)을 구성하는 강판의 두께의 3/8 위치에서 1/4 위치까지의 영역으로부터 박막 시료를 잘라냈다. 그리고, 이 박막 시료를 명시야에서 관찰하고, 1만배에서 10만배의 적절한 배율에 의해, 1μm2를 잘라내고, 장경이 0.05μm 이상 0.60μm 이하이고 애스펙트비 1：3 이상의 석출물을 세어 구했다. 이 때, 박막 시료의 두께를 30nm로서 환산한 단위면적당 개수를 세었다. 이 작업을 연속된 5시야 이상으로 행하여, 그 평균을 개수 밀도로 했다. 결과를 표 3-2에 나타낸다.
그리고, 축 압궤 부품(122)의 충격 흡수 에너지의 측정을 위해, 축 압궤 시험을 행했다. 구체적으로는, 축 압궤 부품(122)을 세로 방향으로 설치하고, 질량 890kg의 추(151)를 22.5km/h의 속도로 축 압궤 부품(122)의 상단에 충돌시켰다. 이 때에 발생한 충격 흡수 에너지를 측정했다. 결과를 표 3-2에 나타낸다.
다음에, 축 압궤 부품(122)에 관한 보다 구체적인 평가를 설명한다.
축 압궤 부품(122)의 평가는, 충격 흡수 에너지가 이하의 식 (4)를 만족하는 경우를 실시예로 하고, 식 (4)를 만족하지 않는 경우를 비교예로 했다.
충격 흡수 에너지＞0.00185×TS＋2.35 … (4)
또한, 상기의 식에 있어서의 TS는, 표 1-3에 기재되어 있는 인장 강도를 나타낸다.
도 12는, 인장 강도 TS와 축 압궤 변형 시의 충격 흡수 에너지의 관계를 나타내는 그래프이다. 도 12에 있어서는, 식 (4)에 기재된 충격 흡수 에너지=0.00185×TS＋2.35가 임계선으로서 나타내어져 있다. 또, 도 12에 있어서, 실시예 및 비교예 각각의 경향선이 나타내어져 있다. 도 12의 실시예의 경향선은, 0.0022×TS＋2.1044이다. 도 12의 비교예의 경향선은, 0.0017×TS＋2.3666이다.
표 3-2, 및 도 12를 참조하고, 실시예는, 모두 임계선을 초과한 충격 흡수 에너지를 나타내고 있으며, 식 (4)를 만족하고 있는 것을 알 수 있다. 한편, 비교예는, 모두 임계선 미만의 충격 흡수 에너지를 나타내고 있는 것에 지나지 않는다. 표 3-2에는, 식 (4)에 나타내어져 있는 0.00185×TS＋2.35의 산출값이 나타내어져 있다. 실시예는, 모두, 소부 경화성이 좋은 경우도 있으며 10%비(σ10/τ10)가 1.70 미만으로 되어 있다. 한편, 비교예는, 모두, 소부 경화성이 나쁜 경우도 있으며 10%비(σ10/τ10)가 1.70을 초과하고 있다.
이상의 이유로, 축 압궤 부품의 실시예는, 비교예의 축 압궤 부품과 비교하여, 충격 흡수 에너지가 명확하게 향상되는 경향이 명확하게 되었다. 특히, 같은 인장 강도일 때에 비교예와 비교하여 실시예에서는 충격 흡수 에너지가 향상되는 것을 알 수 있다.
또한, 축 압궤 부품(122)의 제법에 관하여 서술하면, 표 1-3 및 표 3-1에 나타내어져 있는 바와 같이, 실시예인 No.1~No.13은, 모두, 본 발명의 범위 내에 들어가 있다. 한편, 비교예인 No.14~No.27은, 모두, 본 발명의 범위 외의 항목을 갖고 있다. 보다 구체적으로는, No.14는, 표 3-1에 나타내어져 있는 바와 같이, 제2의 열처리 공정의 시간이, 본 발명의 범위를 벗어나 있다. No.15는, 표 3-1에 나타내어져 있는 바와 같이, 제1의 열처리 공정이 행해지지 않기 때문에, 본 발명의 범위를 벗어나 있다. No.16, No.17은, 표 1-3에 나타내어져 있는 바와 같이, Cmax/Cmin가, 본 발명의 범위를 벗어나 있다. No.18은, 표 3-1에 나타내어져 있는 바와 같이, 제1의 열처리 공정의 온도가, 본 발명의 범위를 벗어나 있다. No.19는, 표 1-3에 나타내어져 있는 바와 같이, 마르텐사이트 면적률이 제로이며, 마르텐사이트를 포함하고 있지 않다. 또, 인장 강도가 780MPa에 달하지 않으며, 본 발명의 범위를 벗어나 있다. No.20은, 표 3-1에 나타내어져 있는 바와 같이, 제2의 열처리 공정에서의 온도가 본 발명의 범위를 벗어나 있다. No.21은, 표 1-3에 나타내어져 있는 바와 같이, 인장 강도가 780MPa에 달하지 않기 때문에, 본 발명의 범위를 벗어나 있다. No.22는, 표 3-1에 나타내어져 있는 바와 같이, 제1의 열처리 공정에서의 온도가 본 발명의 범위를 벗어나 있다. No.23, No.24는, 표 1-3에 나타내어져 있는 바와 같이, Cmax/Cmin가 본 발명의 범위를 벗어나 있다. No.25는, 표 3-1에 나타내어져 있는 바와 같이, 제1의 열처리 공정에서의 시간이 본 발명의 범위를 벗어나 있다. No.26은, 표 3-1에 나타내어져 있는 바와 같이, 제2의 열처리 공정이 행해지지 않기 때문에, 본 발명의 범위를 벗어나 있다.
또, 축 압궤 부품(122) 자체의 특성으로 말하면, 표 3-2에 잘 나타내어져 있는 바와 같이, 실시예인 No.1~No.13은, 모두, 본 명세서에서 권장되는 범위 내에 들어가 있다. 한편, 비교예인 No.14~No.27은, 모두, 10%비가 본 명세서에서 권장되는 범위를 벗어나 있다. 특히, No.14, No.15, No.18, No.19, No.21, No.22는, 석출물 개수 밀도가 본 명세서에서 권장되는 범위 미만이다.
또한, 실시예에서는, 냉연강판에 대해 설명했다. 그러나, 도금 강판이어도 냉연강판과 동일한 경향을 읽어낼 수 있으며, 도금 강판이어도, 상술한 냉연강판과 동일한 결과를 얻을 수 있다.
본 발명은, 충격 흡수 부재의 제조 방법으로서 널리 적용할 수 있다.
1 프런트 사이드 멤버(충격 흡수 부재)
2 크래시 박스(충격 흡수 부재)
3 리어 사이드 멤버(충격 흡수 부재)
4 플로어 크로스 멤버(충격 흡수 부재)
5 서브 프레임(충격 흡수 부재)
11 A 필러(충격 흡수 부재)
12 센터 필러(충격 흡수 부재)
13 C 필러(충격 흡수 부재)
14 사이드 실(충격 흡수 부재)
15 루프 사이드 레일(충격 흡수 부재)
22, 32, 42, 62, 132, 142 능선부
21, 23, 25, 31, 33, 35, 41, 43, 45, 61, 63, 65, 131, 133, 135, 143 벽부
136, 146 평면부(벽부)
27, 47, 67, 137, 147 벽부 중앙부
110 고강도 강판(강판)
111 코일
X 길이 방향
Y 폭 방향

Claims (15)

  1. 길이 방향에서 봐서, 굴곡 형상으로 형성된 능선부와, 이 능선부로부터 연장되는 벽부를 포함하는 충격 흡수 부재로서,
    상기 벽부에 있어서, 인장 시험에서의 신장 변형이 5%일 때의 인장 응력 σ5와 전단 시험에서의 전단 변형이 5√3%일 때의 전단 응력 τ5의 비 σ5/τ5가 1.70 이하, 또는, 인장 시험에서의 신장 변형이 10%일 때의 인장 응력 σ10과 전단 시험에서의 전단 변형이 10√3%일 때의 전단 응력 τ10의 비 σ10/τ10이 1.70 이하이며,
    상기 길이 방향에서 본 상기 벽부 중앙부에 있어서의 비커스 경도 Hvc가 250 이상인, 충격 흡수 부재.
  2. 청구항 1에 있어서,
    상기 능선부의 비커스 경도 Hvr과 상기 벽부 중앙부의 비커스 경도 Hvc의 비 Hvr/Hvc가 1.05 이상인, 충격 흡수 부재.
  3. 청구항 2에 있어서,
    상기 비커스 경도의 비 Hvr/Hvc가 1.10 이상인, 충격 흡수 부재.
  4. 청구항 1 내지 청구항 3 중 어느 한 항에 있어서,
    상기 충격 흡수 부재가 필러, 사이드 실, 또는, 루프 사이드 레일인, 충격 흡수 부재.
  5. 청구항 1에 있어서,
    상기 충격 흡수 부재는, 폐단면을 갖는 부재이며,
    상기 능선부의 비커스 경도 Hvr과 상기 벽부 중앙부의 비커스 경도 Hvc의 비 Hvr/Hvc가 1.10 미만인, 충격 흡수 부재.
  6. 청구항 1 또는 청구항 5에 있어서,
    상기 충격 흡수 부재가 프런트 사이드 멤버, 크래시 박스, 리어 사이드 멤버, 서브 프레임, 또는, 플로어 크로스 멤버인, 충격 흡수 부재.
  7. 청구항 1 내지 청구항 3 및 청구항 5 중 어느 한 항에 있어서,
    상기 충격 흡수 부재의 인장 강도가 780MPa 이상인, 충격 흡수 부재.
  8. 마르텐사이트의 면적분율이 5% 이상 95% 미만이고, 인장 강도가 780MPa 이상이며, 또한, 두께 방향 단면에 있어서의 Si 함유량의 최대값 Cmax와 최소값 Cmin의 비 Cmax/Cmin가 1.25 이하인 강판에, 하기 식 (1)을 만족하는 온도 T1에서, 60~900초 유지하는 제1의 열처리 공정을 실시하는, 냉간 소성 가공용 강판의 제조 방법.
    80×Si＋100≤T1≤125×Si＋250 … (1)
    단, 상기 식 (1) 중의 Si는, 상기 강판 중의 Si 함유량(질량%)을 의미한다.
  9. 청구항 8에 기재된 냉간 소성 가공용 강판의 제조 방법에 의해 얻어진 냉간 소성 가공용 강판에, 냉간 소성 가공을 실시하여, 길이 방향에서 봐서 굴곡 형상으로 형성된 능선부와, 이 능선부로부터 연장되는 벽부를 포함하는 강 부재로 하는, 냉간 소성 가공 공정과,
    상기 강 부재에, 80~200℃의 온도 T2에서, 300~1800초 유지하는 열처리를 실시하는, 제2의 열처리 공정을 구비하는, 충격 흡수 부재의 제조 방법.
  10. 청구항 9에 있어서,
    상기 냉간 소성 가공이 폼 성형인, 충격 흡수 부재의 제조 방법.
  11. 청구항 9에 있어서,
    상기 냉간 소성 가공이 드로 성형인, 충격 흡수 부재의 제조 방법.
  12. 청구항 9 내지 청구항 11 중 어느 한 항에 있어서,
    상기 강판이 Dual-Phase 강판인, 충격 흡수 부재의 제조 방법.
  13. 청구항 9 내지 청구항 11 중 어느 한 항에 있어서,
    상기 제1의 열처리 공정을, 최종 어닐링 후, 코일에 감기 전의 상기 강판에 실시하는, 충격 흡수 부재의 제조 방법.
  14. 청구항 9 내지 청구항 11 중 어느 한 항에 있어서,
    상기 제1의 열처리 공정을, 최종 어닐링 후, 코일에 감겨지고, 풀린 상기 강판, 또는, 풀리고, 굽힘 교정된 상기 강판에 실시하는, 충격 흡수 부재의 제조 방법.
  15. 청구항 9 내지 청구항 11 중 어느 한 항에 있어서,
    상기 제1의 열처리 공정을, 최종 어닐링 후, 코일에 감겨지고, 풀리고, 굽힘 교정되고, 블랭킹된 상기 강판에 실시하는, 충격 흡수 부재의 제조 방법.
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