KR101879307B1

KR101879307B1 - 열간 프레스 성형품의 제조 방법

Info

Publication number: KR101879307B1
Application number: KR1020167027754A
Authority: KR
Inventors: 타츠야 나카가이토; 유이치 도키타; 토루 미노테; 요시키요 다마이
Original assignee: 제이에프이 스틸 가부시키가이샤
Priority date: 2014-04-23
Filing date: 2015-02-26
Publication date: 2018-07-17
Anticipated expiration: 2035-02-26
Also published as: EP3135394A4; MX2016013666A; CN106232254A; KR20160130831A; US20170043386A1; MX377769B; JP2015213958A; EP3135394A1; CN106232254B; WO2015163016A1; EP3135394B1; JP5825413B1; WO2015163016A8

Abstract

Zn-Ni 도금층이 소지 강판의 표면에 형성된 표면 처리 강판에, 다이, 블랭크 홀더 및 펀치를 갖는 금형을 이용하여, 열간 프레스를 행하여 열간 프레스 성형품을 제조함에 있어서, Ac₃ 변태점 이상 1000℃ 이하의 온도 영역으로 가열한 표면 처리 강판의 가장자리부를, 다이 및 블랭크 홀더로 사이에 끼워 100℃/s 이상의 냉각 속도로 550℃ 이하 400℃ 이상의 온도까지 냉각하고, 가장자리부의 온도가 550℃ 이하 400℃ 이상에서 프레스 성형을 개시하고, 프레스 성형 후, 성형체를 금형으로 사이에 끼운 채로 성형 하사점에서 보존 유지하여 성형체를 ?칭한다.

Description

열간 프레스 성형품의 제조 방법{METHOD FOR MANUFACTURING HOT PRESS FORMING PART}

본 발명은, 열간 프레스 성형품 및 그 제조 방법에 관한 것으로, 특히 미리 가열된 표면 처리 강판을 프레스 성형할 때에, 형상 부여와 동시에 ?칭하여 소정 강도(인장 강도: 1180㎫급 이상)를 얻는 열간 프레스 성형품의 제조 방법 및 열간 프레스 성형품에 관한 것이다.

최근, 자동차 부품의 고(高)강도화·박육화가 요구되고, 사용되는 강판의 고강도화에 수반하여 프레스 가공성이 저하되어, 강판을 소망하는 부품 형상으로 가공하는 것이 어려워지고 있다.

이러한 문제를 해결하는 것으로서, 고온으로 가열한 소재 강판을, 금형을 이용하여 소망하는 형상으로 열간 프레스 성형하면서 금형 내에서 열 제거하여 ?칭하고, 열간 프레스 성형 후의 부품을 고(高)경도화하는 기술이 알려져 있다.

예를 들면, 특허문헌 1에는, 900℃ 전후의 오스테나이트 단상역까지 가열한 블랭크판(강판)에 열간 프레스를 행하여 소정 형상의 부품을 제조할 때에 있어서, 열간 프레스 성형과 동시에 금형 내에서 ?칭을 행함으로써, 부품의 고강도화를 도모하는 기술이 제안되고 있다.

그러나, 특허문헌 1에서 제안된 기술에서는, 프레스 전에 강판을 900℃ 전후의 고온으로 가열할 때, 강판 표면에 산화 스케일(철 산화물)이 생성되고, 그 산화 스케일이 열간 프레스 성형시에 박리되어 금형을 손상시키거나, 열간 프레스 성형 후의 부재 표면을 손상시킨다는 문제가 있다. 또한, 부재 표면에 남은 산화 스케일은, 외관 불량이나 도장 밀착성의 저하의 원인도 된다. 이 때문에, 통상은 산 세정이나 쇼트 블래스팅 등의 처리를 행하여 부재 표면의 산화 스케일을 제거하지만, 이들의 처리는 생산성의 저하를 초래한다. 또한, 자동차의 서스펜션 부재나 차체 구조 부재 등에는 우수한 내식성도 필요하게 되지만, 특허문헌 1에서 제안된 기술에서는 소재 강판에 도금층 등의 방청 피막이 형성되어 있지 않기 때문에, 열간 프레스 성형 부재의 내식성이 불충분해진다.

상기의 이유에 의해, 열간 프레스 성형 전의 가열시에 산화 스케일의 생성을 억제함과 함께, 열간 프레스 성형 후의 부재의 내식성을 향상시키는 것이 가능한 열간 프레스 성형 기술이 요망되고 있다. 이러한 요망에 대하여, 표면에 도금층 등의 피막을 형성한 표면 처리 강판이나, 표면 처리 강판을 이용한 열간 프레스 성형 방법이 제안되고 있다.

예를 들면, 특허문헌 2에는, Zn 또는 Zn 베이스 합금으로 피복된 강판을, 700∼1200℃로 가열한 후, 열간 프레스 성형함으로써, 표면에 Zn-Fe 베이스 화합물 또는 Zn-Fe-Al 베이스 화합물을 구비한 열간 프레스 성형 부재로 하는 기술이 제안되고 있다. 또한, 특허문헌 2에는, Zn 또는 Zn 베이스 합금으로 피복된 강판을 이용함으로써, 열간 프레스 성형 전의 가열시에 문제가 되는 강판 표면의 산화를 억제하는 것이 가능해지고, 또한 내식성이 우수한 열간 프레스 성형 부재가 얻어진다고 기재되어 있다.

특허문헌 2에서 제안된 기술에 의하면, 열간 프레스 성형 부재 표면의 산화 스케일 생성은 어느 정도 억제된다. 그러나, 도금층 중의 Zn에 기인하는 액체 금속 취화 균열이 일어나, 열간 프레스 성형 부재의 표층부에 깊이 100㎛ 정도의 크랙이 발생하는 경우가 있다. 이러한 크랙이 발생하면, 열간 프레스 성형 부재의 내(耐)피로 특성이 저하되는 등, 여러 가지의 지장을 초래한다.

이러한 문제에 대하여, 특허문헌 3에서는, Zn-Fe계 도금층이 소지(素地) 강판 표면에 형성된 표면 처리 강판을, 상기 표면 처리 강판을 소지 강판의 Ac1 변태점 이상 950℃ 이하의 온도로 가열하고, 도금층의 응고점 이하의 온도까지 표면 처리 강판을 냉각한 후, 성형을 개시하는 방법이 제안되고 있다. 그리고, 특허문헌 3에는, 도금층의 응고점 이하의 온도까지 표면 처리 강판을 냉각하고 나서 성형을 개시함으로써, 액체 금속 취화 균열의 억제가 가능하다고 기재되어 있다.

영국특허 제1490535호 공보 일본공개특허공보 2001-353548호 일본공개특허공보 2013-91099호

특허문헌 3에서 제안된 기술에 의하면, 액체 금속 취화 균열, 즉 열간 프레스 성형 부재의 표면에 발생하고, 도금층-지철 계면으로부터 지철 내부 방향으로의 깊이가 100㎛ 정도이며, 균열부의 계면에 Zn이 검출되는 크랙(이하, 「매크로 크랙」이라고 한다)을 억제할 수 있다고 생각된다. 이러한 매크로 크랙의 억제에 관하여, 본 발명자들은 고(高)융점의 도금층으로서 Zn에 9∼25％ 정도의 Ni를 함유한 Zn-Ni 합금 도금을 이용하는 것을 검토했다. Zn-Ni 합금의 평형 상태도에 존재하는 γ상(相)은 융점이 860℃ 이상으로 통상의 Zn계 도금층에 비해 매우 높아, 통상의 프레스 조건으로도 매크로 크랙의 발생이 억제 가능해진다.

그러나, 열간 프레스 성형 부재의 표면에는, 상기의 매크로 크랙이 아니라, 도금층-지철 계면으로부터 지철 내부 방향으로의 깊이가 약 30㎛ 이하이며, 균열부의 계면에는 Zn이 검출되지 않는 미소 균열이 발생하는 경우도 알려져 있다. 이 미소 균열은 마이크로 크랙이라고 칭해지며, 도금층-지철 계면을 관통하여 지철(소지 강판)의 내부에까지 도달하여, 열간 프레스 성형 부재의 여러 특성(내피로 특성 등)에 악영향을 미친다.

매크로 크랙은, 예를 들면, 해트(hat) 단면 부재(이하, 해트형 부재라고도 한다)를 프레스 성형할 때에, 다이 숄더 R부의 펀치 접촉측과 같은 인장 왜곡만이 생기는 부분에서도 발생한다. 한편, 마이크로 크랙은 그러한 부분에서는 발생하지 않고, 종벽부의 다이 접촉측과 같은 (굽힘) 압축 후, (굽힘 되돌림) 인장 왜곡을 받는 곳에서 발생한다. 이 때문에, 양자에서는 그 발생의 메카니즘이 상이하다고 추측된다.

특허문헌 3에서는, Zn-Fe계 도금층이 형성된 표면 처리 강판에 대해서 매크로 크랙의 발생 억제는 가능하지만, Zn-Ni 도금층이 형성된 표면 처리 강판에 있어서의 마이크로 크랙은 어떠한 고려도 되어 있지 않고, 마이크로 크랙 발생 억제에는 반드시 유효하다고는 할 수 없다.

또한, 특허문헌 3에서 제안된 기술에서는, 표면 처리 강판 전체를 도금층의 응고점 이하의 온도까지 냉각한 상태로 프레스 성형한다고 하고 있고, 프레스 성형을 개시하는 온도의 하한값이 나타나 있지 않으며, 성형 온도의 저하에 의해 프레스 성형시의 강판의 강도 상승이 일어나, 형상 동결성(스프링 백 등이 근소하고 프레스 하사점(下死點)에서의 형상이 이형 후에도 유지되는 성질)이 저하된다는 문제도 있다.

본 발명은 이러한 문제를 해결하기 위해 이루어진 것으로, Zn-Ni계 도금층을 형성한 표면 처리 강판에 열간 프레스를 행하여 열간 프레스 성형 부재를 제조할 때에 있어서, 열간 프레스 성형시의 형상 동결성의 저하를 억제하면서, 마이크로 크랙의 발생을 억제하는 열간 프레스 성형품의 제조 방법 및 열간 프레스 성형품을 제공하는 것을 목적으로 하고 있다.

본 발명자들은, Zn계 도금 강판을 열간 프레스 성형할 때에 문제가 되는 마이크로 크랙(미소 균열)을 억제하는 수단에 대해서 검토했다.

마이크로 크랙의 생성 메카니즘에 대해서는 명확하게 되어 있지 않지만, Zn계의 도금 강판을 고온에서 프레스 성형함으로써 도금 강판의 표면에 미소 균열이 발생하고, Zn-Ni 도금에 있어서도 동일하게 일어난다. 이 미소 균열은, 도금층-지철(강판 소지) 계면으로부터의 깊이가 30㎛ 정도인 미소한 균열이고, 도금층-지철(강판 소지) 계면을 관통하여 소지 강판 내부에 도달한다. 이러한 문제에 대하여, 본 발명자들이 다양한 검토를 행한 결과, 열간 프레스 성형시의 온도를 낮게 함으로써 마이크로 크랙이 억제되는 것을 분명하게 했다. 또한, 상기와 같은 프레스 성형시의 온도 저하에 의해, 종래의 열간 프레스용 도금 강판에서 문제가 되고 있는 금형으로의 도금 부착량도 대폭으로 저감하는 효과가 얻어진다.

그러나, 프레스 성형시의 강판 온도가 낮아지면, 강판의 강도가 상승하기 때문에 형상 동결성의 저하가 일어나, 열간 프레스 성형시의 이점을 살릴 수 없게 된다.

그래서, 본 발명자들은, 프레스시에 마이크로 크랙이 발생하는 바와 같은 가공을 받는 부분만 냉각한 후, 열간 프레스 성형하는 것에 도달했다. 그리고, 본 발명자들은, 가공 왜곡이 마이크로 크랙의 발생에 미치는 영향을 다양하게 검토한 결과, 단순한 인장, 압축 변형이나 굽힘 변형만으로는 마이크로 크랙은 발생하지 않고, 일단 굽혀진 부분이 재차 신장되는, 굽힘-굽힘 되돌림 변형을 받는 부분에서 마이크로 크랙이 발생하는 것을 분명하게 했다.

이러한 굽힘-굽힘 되돌림 변형을 받는 것은, 주로 부재의 종벽부라고 불리는 부분이 된다. 그 가공 상태에 대해서 도 17에 나타낸다. 자동차용의 프레스 성형품은 도 17의 최종 형상에 있는 바와 같은, 이른바 해트형의 형상의 것이 많고, 주름의 발생을 억제하기 위해 블랭크 홀더와 다이로 강판을 사이에 끼워 프레스 성형하는 드로(draw) 성형(도 17(a))이나 블랭크 홀더를 사용하지 않는 폼 성형(도 17(b)) 등에 의해 제조된다. 도 17에 나타내는 바와 같이, 어느 성형 방법에 있어서도, 종벽부는 다이형으로 굽혀진 후, 펀치의 상승에 수반하여 굽힘 되돌려져 종벽부를 형성한다.

드로 성형의 경우, 종벽부를 구성하는 부분은 성형 전에 다이와 블랭크 홀더로 사이에 끼워지는 부분이며, 이 부분만을 유효하게 냉각하는 방법에 대해서, 발명자들은 더욱 검토를 행했다. 그 결과, 프레스 성형 전에 다이와 블랭크 홀더로 강판을 사이에 끼우고, 이들 금형에서의 열 제거에 의해, 다이와 블랭크 홀더로 사이에 끼운 부분의 강판 온도가 550℃ 이하 400℃ 이상이 될 때까지(0.5초 이상 3초 이하) 보존 유지하여 강판의 냉각을 행하고, 프레스 성형함으로써, 종벽부의 마이크로 크랙의 발생을 억제하면서, 형상 정밀도 불량도 억제 가능해지는 것이 분명해졌다.

다이와 블랭크 홀더에서의 냉각에 의해 형상 정밀도 불량이 억제된 이유에 대해서는 이하와 같이 생각된다.

해트형 부재의 대표적인 형상 정밀도 불량으로서는, 굽힘의 능선을 사이에 끼우는 2개의 면이 이루는 각도가 형(型) 각도에 대하여 커지는 각도 변화와, 종벽부의 평면이 곡률을 갖는 면이 되는 벽 휨을 들 수 있다. 이들은 모두 판 두께 방향의 응력 분포의 차이에 의해 생기며, 가공시의 강판의 유동 응력이 높을수록, 형상 정밀도가 저하한다. 즉, 열간 프레스에 있어서는, 가공 온도가 낮을수록 강판의 가공시의 유동 응력이 높아져 형상 정밀도가 저하한다. 이 점, 상기한 금형 냉각에 의하면, 다이와 블랭크 홀더에서의 냉각에 있어서, 프레스 성형시에 펀치 숄더부와 접촉하는 강판 부분은 식혀지지 않고, 이 부분이 고온 상태로 가공되기 때문에, 상기의 각도 변화가 작아진다고 생각된다. 또한, 종벽부는, 다이와 블랭크 홀더에서의 냉각에 의해 가공시의 강판의 온도가 낮아져 형상 정밀도가 저하한다고 생각되지만, 강판 온도가 400℃ 이상이 되는 보존 유지 시간(3초 이내)에서는 거의 형상 정밀도의 저하는 인식되지 않았다. 이것은, 강판 온도가 400℃ 이상(보존 유지 시간: 3초 이내)에서는 프레스 가공시의 조직이 오스테나이트이고, 가공 후의 마르텐사이트 변태에 의해 가공시에 들어간 응력이 완화되어 형상 정밀도의 저하가 일어나지 않았다고 생각된다. 반대로 보존 유지 시간이 3초를 초과하면 프레스 가공시에 이미 마르텐사이트로 변태하고 있어, 가공시에 들어간 응력에 의해 벽 휨이 발생한다고 생각된다.

본 발명은, 상기와 같은 인식에 기초하여 이루어진 것이며, 구체적으로는 이하의 구성을 구비하여 이루어지는 것이다.

(1) Zn-Ni 도금층이 소지 강판의 표면에 형성된 표면 처리 강판에, 다이, 블랭크 홀더 및 펀치를 갖는 금형을 이용하여, 열간 프레스를 행하여 열간 프레스 성형품을 제조하는, 열간 프레스 성형품의 제조 방법으로서,

Ac₃ 변태점 이상 1000℃ 이하의 온도 영역으로 가열한 상기 표면 처리 강판의 가장자리부를, 다이 및 블랭크 홀더로 사이에 끼워 100℃/s 이상의 냉각 속도로 550℃ 이하 400℃ 이상의 온도까지 냉각하는 냉각 공정과,

상기 가장자리부의 온도가 550℃ 이하 400℃ 이상에서 프레스 성형을 개시하는 프레스 성형 공정과,

상기 프레스 성형 후, 성형체를 금형으로 사이에 끼운 채로 성형 하사점에서 보존 유지하여 상기 성형체를 ?칭하는 ?칭 공정을 구비하는,

열간 프레스 성형품의 제조 방법.

(2) 상기 냉각 공정 및 상기 프레스 성형 공정에서는, 상기 다이를 상기 표면 처리 강판과 함께 슬라이드 이동시켜, 상기 표면 처리 강판을 냉각 및 프레스 성형하는 것으로 하고, 그때, 상기 펀치에 접촉할 때까지의 슬라이드 이동을 일단 정지하거나, 또는 이 슬라이드 이동 속도를 상기 펀치 접촉 후의 프레스 성형에 있어서의 슬라이드 이동 속도보다 느리게 하는, 상기 (1)에 기재된 열간 프레스 성형품의 제조 방법.

(3) 상기 프레스 성형 공정에 있어서, 상기 블랭크 홀더를 상기 표면 처리 강판으로부터 떼어 놓아 주름 누름 없이 폼 성형하는, 상기 (1) 또는 (2)에 기재된 열간 프레스 성형품의 제조 방법.

(4) 상기 프레스 성형 공정에 있어서, 상기 다이와 블랭크 홀더로 상기 표면 처리 강판을 사이에 끼운 상태로 드로 성형하는, 상기 (1) 또는 (2)에 기재된 열간 프레스 성형품의 제조 방법.

(5) 상기 Zn-Ni 도금층 중의 Ni 함유량이 질량％로 9％ 이상 25％ 이하인, 상기 (1) 내지 (4) 중 어느 하나에 기재된 열간 프레스 성형품의 제조 방법.

(6) 상기 (1) 내지 (5) 중 어느 하나에 기재된 방법에 의해 제조된, 열간 프레스 성형품.

본 발명에 의하면, 마이크로 크랙이 발생하는 일 없이, 성형품의 강도나 경도가 충분하고, 대폭적인 성형 하중의 증가도 없고, 형상 동결성으로서도 문제없는 열간 프레스 성형품을 제조하는 것이 가능해진다.

도 1은 본 발명의 일 실시 형태에 따른 열간 프레스 성형품의 제조 방법의 설명도이다.
도 2는 금속 조직과 온도, 냉각 시간과의 관계를 나타내는 개략도이다(그 1).
도 3은 금속 조직과 온도, 냉각 시간과의 관계를 나타내는 개략도이다(그 2).
도 4는 일반적인 프레스 성형 방법의 설명도이다.
도 5는 본 발명의 일 실시 형태에 의한, 냉각 시간의 제어 방법의 설명도이다.
도 6은 본 발명의 일 실시 형태에 있어서의 실험에 이용한 시험편의 설명도이다.
도 7은 본 발명의 일 실시 형태에 있어서의 실험 결과의 설명도로서, 시험편의 온도 변화를 나타내는 그래프이다.
도 8은 도 7의 가로축의 일부를 확대하여 나타내는 도면이다.
도 9는 본 발명의 일 실시 형태에 있어서의 실험 결과를 나타내는 도면으로서, 종벽부의 SEM상(像)이다.
도 10은 본 발명의 일 실시 형태에 있어서의 실험 결과를 나타내는 도면으로서, 성형 개시 온도와 프레스 하중의 관계를 나타내는 도면이다.
도 11은 본 발명의 일 실시 형태에 있어서의 실험 결과를 나타내는 도면으로서, 성형 개시 온도와 개구량의 관계를 나타내는 도면이다.
도 12는 본 발명의 일 실시 형태에 있어서의 금형 냉각의 다양한 양태를 설명하는 도면이다.
도 13은 본 발명의 일 실시 형태에 있어서의 성형 방법의 설명도이다.
도 14는 실시예에서 프레스 성형하는 프레스 성형품의 설명도이다.
도 15는 실시예에 있어서 검증하는 마이크로 크랙의 설명도이다.
도 16은 실시예에 있어서 검증하는 개구량의 설명도이다.
도 17은 해트 단면 형상의 성형품을 프레스 성형할 때의 응력 상태를 설명하는 도면이다.

(발명을 실시하기 위한 형태)

본 발명의 일 실시 형태에 따른 열간 프레스 성형품의 제조 방법은, Zn-Ni 도금층이 소지 강판의 표면에 형성된 표면 처리 강판에, 다이, 블랭크 홀더 및 펀치를 갖는 금형을 이용하여, 열간 프레스를 행하여 열간 프레스 성형품을 제조하는 열간 프레스 성형품의 제조 방법으로서, 도 1에 나타내는 바와 같이, Ac₃ 변태점 이상 1000℃ 이하의 온도 영역으로 가열한 표면 처리 강판(1)의 가장자리부를, 다이(3)와 블랭크 홀더(5)로 사이에 끼워 100℃/s 이상의 냉각 속도로 550℃ 이하 400℃ 이상의 온도까지 냉각하는 냉각 공정(S1)과, 상기 표면 처리 강판(1)의 가장자리부의 온도가 550℃ 이하 400℃ 이상에서 다이(3) 및 블랭크 홀더(5) 및 펀치(7)에 의해 프레스 성형을 행하는 프레스 성형 공정(S2)과, 상기 프레스 성형 후, 성형체(1')를 다이(3), 블랭크 홀더(5) 및 펀치(7)로 사이에 끼운 채로 성형 하사점에서 보존 유지하여 상기 성형체(1')를 ?칭하는 ?칭 공정(S3)을 구비한 것이다.

이하, 열간 프레스 성형 부재의 소재, 냉각 공정(S1) 및 프레스 성형 공정(S2), 그리고 ?칭 공정(S3)에 대해서 상세하게 설명한다.

<열간 프레스 성형 부재의 소재>

열간 프레스 성형 부재의 소재로서는, 소지 강판의 표면에 Zn-Ni 도금층이 형성된 것을 이용한다. 강판 표면에 Zn-Ni 도금층을 형성함으로써, 열간 프레스 성형 후의 부재의 내식성을 확보할 수 있다.

소지 강판 표면에 Zn-Ni 도금층을 형성하는 방법은 특별히 한정되지 않고, 용융 도금, 전기 도금 등 어느 방법이라도 좋다. 도금의 부착량은, 편면당 10g/㎡ 이상 90g/㎡ 이하로 하는 것이 바람직하다.

도금층 중의 Ni 함유량을 9질량％ 이상 25질량％ 이하로 하는 것이 바람직하다. 전기 도금법에 의해 Zn-Ni 도금층을 소지 강판 표면에 형성할 때, 도금층 중의 Ni 함유량을 9질량％ 이상 25질량％ 이하로 함으로써, Ni₂Zn₁₁, NiZn₃, Ni₅Zn₂₁ 중 어느 하나의 결정 구조를 갖는 γ상이 형성된다. 이 γ상은 융점이 높은 점에서, 열간 프레스 성형 전의 표면 처리 강판 가열시에 염려되는 도금층의 증발을 억제하는데 있어서 유리해진다. 또한, 고온의 열간 프레스 성형시에 문제가 되는 액체 금속 취화 균열의 억제에도 유리해진다.

표면 처리 강판(1)은, Ac₃ 변태점 이상 1000℃ 이하의 온도 영역으로 가열한다. 표면 처리 강판(1)의 가열 온도가 Ac₃ 변태점 미만이면, 가열시에 적절한 양의 오스테나이트가 얻어지지 않고, 프레스 성형시에 페라이트가 존재함으로써 열간 프레스 성형 후에 충분한 강도를 얻는 것이나 양호한 형상 동결성을 확보하는 것이 곤란해진다. 한편, 표면 처리 강판(1)의 가열 온도가 1000℃를 초과하면, 도금층의 증발이나 표층부에서의 산화물의 과도한 생성에 의해, 내(耐)산화성이나 열간 프레스 성형 부재의 내식성이 저하한다. 따라서, 가열 온도는 Ac₃ 변태점 이상 1000℃ 이하로 한다. 바람직하게는 Ac₃ 변태점＋30℃ 이상 950℃ 이하이다. 표면 처리 강판(1)의 가열 방법은 특별히 한정되지 않고, 전기로나 유도 가열로, 직접 통전 가열로에 의한 가열 등, 어느 방법이라도 좋다.

또한, 소지 강판의 두께에 대해서는 특별히 한정되는 것은 아니지만, 프레스 성형 후의 부재의 강성 확보와 금형 냉각시의 냉각 속도의 확보의 관점에서, 0.8∼4.0㎜로 하는 것이 바람직하다. 보다 바람직하게는 1.0∼3.0㎜이다.

<냉각 공정(S1) 및 프레스 성형 공정(S2)>

냉각 공정(S1)은, 가열한 표면 처리 강판(1)의 가장자리부를 다이와 블랭크 홀더로 사이에 끼워 100℃/s 이상의 냉각 속도로 550℃ 이하 400℃ 이상의 온도까지 냉각하는 공정이다.

또한, 프레스 성형 공정(S2)은, 표면 처리 강판의 가장자리부의 온도가 550℃ 이하 400℃ 이상에서 프레스 성형을 개시하는 공정이다.

여기에, 냉각 공정(S1)에 있어서, 가열한 표면 처리 강판(1)의 가장자리부를 다이와 블랭크 홀더로 사이에 끼우는 냉각 개시 온도로서는, Zn-Ni 도금층이 금형에 부착되는 위험성 때문에 800℃ 이하로 하는 것이 바람직하고, 열간 프레스 성형 후의 강도 확보의 점에서 670℃ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

또한, 여기에서 말하는 가장자리부는, 표면 처리 강판에 있어서, 프레스 성형 후에 성형체의 종벽부의 적어도 하부(플랜지측)와 플랜지부를 구성하는 부분을 의미한다. 예를 들면, 도 14와 같은 해트 단면 부재를 성형하는 경우에는, 가장자리부는, 표면 처리 강판의 양측에 있어서 성형체의 종벽부의 적어도 하부(플랜지측)와 플랜지부를 구성하는 부분을 의미하고, 컵형 부재를 형성하는 경우에는, 가장자리부는, 표면 처리 강판 전체 둘레에 있어서 성형체의 종벽부의 적어도 하부(플랜지측)와 플랜지부를 구성하는 부분을 의미한다.

또한, 다이와 블랭크 홀더에 의한 금형 냉각을 채용한 것은, 예를 들면 해트 단면 부재를 성형하는 경우에, 다이와 블랭크 홀더로 사이에 끼운 강판의 가장자리부에 대해서는 급랭되는 한편, 프레스 성형시에 펀치 숄더부와 접촉하는 강판 부분은 거의 냉각되지 않아, 이 부분이 고온인 상태로, 프레스 성형할 수 있기 때문이다.

또한, 금형 냉각에 의한 냉각 속도를 100℃/s 이상으로 한 것은, 예를 들면 해트형 부재에 프레스 성형하는 경우에, 비용 상승하는 일 없이, 프레스 성형체의 종벽부(금형으로 사이에 끼운 부분)를 마르텐사이트 단상 조직으로 하여 고강도화를 가능하게 하기 위해서이다.

이러한 점을 더욱 상세하게 설명한다.

도 2는 금속 조직과 온도, 냉각 시간과의 관계를 나타내는 개략도이다. 도 2(a)는 성형 개시 온도가 높은 경우를 나타내고 있고, 성형 개시 후, 금형으로의 열 제거에 의해 급랭되어, 마르텐사이트 단상 조직이 된다.

다른 한편, 도 2(b)에 나타내는 바와 같이, 성형 개시 온도가 낮은 경우에는, 성형 개시 전에 페라이트나 베이나이트가 생성되고, 프레스 성형 후의 부재 강도가 저하한다.

이와 같이, 단지 프레스 성형 개시 온도를 내리면, 도 2(b)의 형태가 되지만, 본 발명에서는, 표면 처리 강판의 가장자리부를 프레스 개시 전에 다이와 블랭크 홀더로 사이에 끼우고, 이 다이와 블랭크 홀더로 사이에 끼운 가장자리부만의 급랭이 가능한 냉각 공정을 채용함으로써, 도 3의 파선의 곡선으로 나타내는 바와 같이, 프레스 성형체의 종벽부를 마르텐사이트 단상 조직으로 하는 것을 가능하게 하고 있다.

또한, 금형 냉각에 의한 냉각 속도의 상한은, 통상 500℃/s 정도이다.

냉각 공정에서 550℃ 이하까지 냉각한다고 하고 있는 것은, 550℃ 초과에서는 냉각이 불충분해져, 열간 프레스 성형 후에 마이크로 크랙이 생성되기 때문이다. 또한, 냉각 온도의 하한값을 400℃로 한 것은, 400℃ 미만으로 냉각한 경우에는, 프레스 성형 전에 표면 처리 강판(1)이 과도하게 냉각되어 형상 동결성이 저하하기 때문이다.

냉각 공정에 있어서의 냉각 온도와 마이크로 크랙의 발생 및 형상 동결성과의 관계에 대해서 실험을 행했기 때문에, 이러한 점에 대해서 설명한다.

소재는 판 두께 1.6㎜이고, Zn-12％ Ni의 도금을 편면당 60g/㎡의 부착량으로 양면에 행한 Zn-Ni 도금 강판을 이용했다. 가열 온도: 900℃, 금형 냉각 개시 온도: 약 700℃, 주름 누름력(BHF): 98kN, 하사점 보존 유지 시간: 15s로 했다.

냉각 공정에 있어서의 금형으로의 냉각은, 프레스 성형 개시까지 다이(3)와 블랭크 홀더(5)에 의해 소재를 보존 유지하고 있는 시간에 의해 제어했다. 즉, 도 4에 나타내는 바와 같이, 종래의 성형 방법에서는, 소재를 펀치(7)와 블랭크 홀더(5)에 재치하고, 거기로부터 프레스 성형까지의 다이의 슬라이드 이동 속도를 일정하게 하여 고속(12spm(Shots Per Minute))으로 하고 있지만, 본 발명의 실험에서는, 도 5에 나타내는 바와 같이, 우선 냉각 공정으로 하여, 표면 처리 강판(1)을 다이(3)와 블랭크 홀더(5)로 사이에 끼우고, 펀치에 접촉할 때까지는, 그 상태에서 저속(0.24∼12spm 미만)으로 슬라이드시키는 한편, 펀치 접촉 후의 프레스 성형 공정에 있어서의 슬라이드 이동 속도는, 종래와 동일한 고속(12spm)으로 했다. 냉각 시간은, 슬라이드 이동 속도를 제어함으로써 제어했다. 냉각 공정에 있어서의 슬라이드 이동 속도를 0.24∼12spm 미만으로 함으로써, 냉각 시간은, 0.16∼5.8s 미만이 된다.

강판의 온도 변화에 대해서는, 도 6에 나타내는 강판(9)과 같이, 다이 및 블랭크 홀더로 사이에 끼워지는 강판 가장자리부에 0.5φ의 시스 열전쌍(16)을 삽입하고, 이 부분의 온도를 2회에 걸쳐 측정했다.

도 7은 그 결과를 나타내는 그래프이며, 세로축이 온도(℃), 가로축이 시간(s)을 나타내고 있다. 또한, 도 8은 도 7에 있어서의 파선으로 둘러싼 부분의 가로축을 확대하여 나타내는 그래프이다.

금형 냉각에 의한 강판 가장자리부의 온도 변화는, 도 8에 나타내는 바와 같이, 약 190℃/s이고, 금형 냉각에 의해 강판 가장자리부의 급랭이 가능한 것을 알 수 있다. 또한, 방사 온도계에 의해, 프레스 성형시에 펀치 숄더부와 접촉하는 부분의 강판의 표면 온도를 측정했는데, 펀치와 접촉할 때까지는 해당 부분의 온도 저하는 거의 보이지 않았다.

평가 항목으로서는, 프레스 성형품의 종벽부의 단면을 관찰하여, 마이크로 크랙의 유무를 확인하는 것, 성형품의 경도를 확인하는 것, 성형 하중을 확인하는 것, 성형품의 해트 개구부의 개구량(성형 후에 이형한 개구부의 폭 치수와 금형 형상에서의 성형품 폭과의 차이)을 확인함으로써 형상 동결성을 확인하는 것이다.

도 9는 종벽부의 다이측의 강판 표층의 단면의 SEM상이고, 금형에서의 냉각 시간이 0.60s 이상(프레스 성형 개시 온도 550℃ 이하)에서 마이크로 크랙이 인식되지 않게 되는 것을 알 수 있다. 또한, 모든 조건에서 Hv≥380이고 ?칭성의 저하가 없는 것이 확인되었다.

도 10은 성형 하중에 대한 결과를 나타내는 그래프이고, 세로축이 프레스 하중(kN)을 나타내고, 가로축이 프레스 성형 개시 온도(℃)를 나타내고 있다. 또한, 프레스 성형 개시 온도란, 다이 및 블랭크 홀더로 사이에 끼워지는 강판 가장자리부의 온도이다. 도 10의 그래프에 나타나는 바와 같이, 프레스 전의 금형 냉각에 의한 프레스 성형 개시 온도의 저하에 수반하여 프레스 하중이 증가하지만, 마이크로 크랙의 발생이 없어지는 550℃ 정도의 온도에서는 연강(270D, 냉간 드로 성형)과 동등 레벨의 성형 하중이고, 문제없는 것이 확인되었다.

도 11은 형상 동결성에 대한 결과를 나타내는 그래프이고, 세로축이 성형품의 개구량(㎜)을 나타내고, 가로축이 프레스 성형 개시 온도(℃)를 나타내고 있다. 도 11의 그래프에 나타내는 바와 같이, 프레스 성형 전의 금형 냉각에 의한 성형 개시 온도의 저하에 수반하여 개구량이 늘어나고 있고, 형상 동결성이 저하하는 경향을 나타내고 있지만, 성형 개시 온도가 400℃까지는 거의 형상 동결성의 저하는 인식되지 않는다.

이상과 같이, 냉각 공정에 있어서, 가열한 표면 처리 강판의 가장자리부를 다이 및 블랭크 홀더로 사이에 끼워 100℃/s 이상의 냉각 속도로 550℃ 이하 400℃ 이상의 온도까지 냉각하여 프레스 성형을 개시함으로써, 성형품의 강도가 충분하고, 또한, 마이크로 크랙이 발생하는 일 없이, 성형 하중이 늘어나는 일도 없어, 형상 동결성으로서도 문제없는 것이 확인되었다.

프레스 성형 전의 금형에서의 표면 처리 강판(1)의 냉각 방법은 특별히 한정되지 않지만, 상술한 바와 같이, 블랭크 홀더(5)를 활용한 냉각은 표면 온도를 제어하는 것이 용이한 점에서 바람직하다. 블랭크 홀더(5)를 활용한 냉각 방법의 예를 도 12에 나타낸다.

도 12(a)는 블랭크 홀더(5)의 대기 위치를 펀치(7) 상면보다 상측으로 설정하고, 다이(3)와 블랭크 홀더(5)로 표면 처리 강판(1)을 사이에 끼운 후, 펀치(7)에 접촉할 때까지의 다이(3)의 슬라이드 이동시에 냉각을 행한다. 이때, 슬라이드 이동 속도에 의해 표면 처리 강판(1)의 냉각 시간이 제어 가능해진다. 프레스 성형을 개시하고 나서는, 생산성이나 표면 처리 강판(1)의 온도 저하에 수반하는 프레스 성형성의 저하 등을 막기 위해 슬라이드 이동 속도는 빠른 편이 바람직하고, 필요에 따라서 프레스 성형 전과 프레스 성형 중의 슬라이드 이동 속도를 바꾸는 것이 바람직하다. 단, 프레스기에 따라서는 상기와 같은 슬라이드 이동 속도를 자유롭게 바꾸는 것이 곤란한 경우도 있고, 프레스 성형 전의 이동 속도에 대하여 프레스 성형 중의 슬라이드의 이동 속도가 동일하거나 그 이하로 되어도, 슬라이드 이동시에 금형에 의한 냉각 효과가 얻어지면, 본 발명의 효과는 손상되지 않는다.

또한, 프레스 성형을 개시하는 프레스 성형 개시 온도는, 통상, 냉각 시간으로 제어된다. 예를 들면, 사전에, 금형 냉각 시간과 블랭크 온도의 저하량의 관계를 측정하고, 이 관계로부터, 프레스 성형 개시 온도를 제어한다. 또한, 금형의 표면에 열전쌍 등의 측온(測溫) 소자를 설치하고, 표면 처리 강판(1)의 온도를 직접 측정하여 프레스 성형 개시 온도를 제어하는 것도 가능하다.

또한, 연속 프레스시에 있어서 금형의 온도 상승을 억제하여 냉각 속도의 편차를 저감하기 위해, 다이(3)나 블랭크 홀더(5) 내에 수냉 배관을 설치하여 금형의 냉각을 행하거나, 다이(3)나 블랭크 홀더(5)의 표면에 열전도율이 높은 재질의 것을 이용하는 것도 가능하다.

또한, 도 12(b)와 같이 다이(3)와 블랭크 홀더(5)로 표면 처리 강판(1)을 사이에 끼운 후, 슬라이드 이동을 일정 시간 정지하고 표면 처리 강판(1)을 냉각한 후, 성형을 행하는 것도 가능하다.

또한, 도 12(c)와 같이 블랭크 홀더(5)의 대기 위치를 펀치(7) 상면보다 상측으로 설정하고, 다이(3)와 블랭크 홀더(5)로 표면 처리 강판(1)을 사이에 끼워 일정 시간 정지한 후, 슬라이드 이동시켜, 성형을 행해도 좋다. 이 경우는, 정지 시간과 표면 처리 강판(1)과 펀치(7)가 접촉할 때까지의 슬라이드 이동 시간이 프레스 성형 전의 표면 처리 강판(1)의 냉각 시간이 된다.

또한, 도 12(d)는 패드(10)를 활용한 예가 되지만, 비(非)가공부에 대해서는 빨리 냉각을 개시하는 것이 바람직하고, 패드(10)를 활용하여 프레스 성형 전에 비가공 부분에 패드(10)를 맞닿게 하여 냉각을 개시해도 좋다.

또한, 도 12(d)는, 도 12(a)에 대하여 패드(10)를 활용한 예가 되고 있지만, 도 12(b) 및 도 12(c)의 예에 대해서도 동일하게 패드(10)를 활용할 수 있다.

또한, 사용하는 프레스기에 대해서는 특별히 한정되지 않지만, 도 12(a)에서 슬라이드 이동 속도를 변화시키는 경우나, 도 12(b) 및 도 12(c)와 같이 슬라이드 이동을 일단 정지시키는 제어를 행하는 경우는 서보 프레스기의 사용이 필요하다.

또한, 프레스 성형 방법에 대해서도 특별히 한정되지 않지만, 도 13(a)에 나타낸 바와 같이, 다이(3)와 블랭크 홀더(5)로 표면 처리 강판(1)을 사이에 끼운 상태로 성형을 행하는 드로 성형, 혹은 도 13(b)에 나타낸 바와 같이 다이(3)와 블랭크 홀더(5)로 표면 처리 강판(1)을 사이에 끼워 냉각한 후, 일단 블랭크 홀더(5)를 표면 처리 강판(1)으로부터 떼어 놓고 성형을 행하는 폼 성형 등이 가능하다. 마이크로 크랙 억제의 관점에서는, 종벽부의 가공 정도가 작아지는 폼 성형의 쪽이 바람직하다.

<?칭 공정(S3)>

?칭 공정(S3)은, 상기 프레스 성형 후, 성형체(1')를 금형으로 사이에 끼운 채로 성형 하사점에서 보존 유지하여 성형체(1')를 ?칭하는 공정이다. 프레스 성형 후에 성형체를 ?칭하기 위해서는, 프레스 성형 후에 성형 하사점에 있어서 슬라이드를 정지한다. 정지 시간, 즉 성형 하사점에서의 보존 유지 시간은, 금형에 의한 열 제거량에 따라 다르지만, 3초 이상으로 하는 것이 바람직하다. 또한, 상한은 특별히 한정되는 것은 아니지만, 생산성의 관점에서, 20초 이하로 하는 것이 바람직하다.

또한, 금형 내에 소정 시간 보존 유지하여 성형체를 ?칭 조직으로 하려면, 소지 강판으로서, 예를 들면, 질량％로, C: 0.15％ 이상 0.50％ 이하, Si: 0.05％ 이상 2.00％ 이하, Mn: 0.50％ 이상 3.00％ 이하, P: 0.10％ 이하, S: 0.050％ 이하, Al: 0.10％ 이하 및 N: 0.010％ 이하를 함유하고, 잔부가 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지는 성분 조성을 갖는 열연 강판이나 냉연 강판을 이용하는 것이 바람직하다. 각 성분의 한정 이유를 이하에 설명한다. 여기에서, 성분의 함유량을 나타내는 「％」는 특별히 기재하지 않는 한 「질량％」를 의미한다.

《C: 0.15％ 이상 0.50％ 이하》

C는 강의 강도를 향상시키는 원소이고, 열간 프레스 부재의 고강도화를 위해서는 그 양을 0.15％ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 한편, C량이 0.50％를 초과하면, 열간 프레스 성형 부재의 용접성이나 소재(소지 강판)의 블랭킹성이 현저하게 저하한다. 따라서, C 함유량은 0.15％ 이상 0.50％ 이하로 하는 것이 바람직하고, 0.20％ 이상 0.40％ 이하로 하는 것이 보다 바람직하다.

《Si: 0.05％ 이상 2.00％ 이하》

Si는 C와 동일하게 강의 강도를 향상시키는 원소이고, 열간 프레스 부재의 고강도화를 위해서는 그 양을 0.05％ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 한편, Si량이 2.00％를 초과하면, 소지 강판을 제조할 때, 열간 압연시에 적색 스케일이라고 불리는 표면 결함의 발생이 현저하게 증대한다. 따라서, Si 함유량은 0.05％ 이상 2.00％ 이하로 하는 것이 바람직하고, 0.10％ 이상 1.50％ 이하로 하는 것이 보다 바람직하다.

《Mn: 0.50％ 이상 3.00％ 이하》

Mn은 강의 ?칭성을 높이는 원소이고, 열간 프레스 성형 후의 냉각 과정에서 소지 강판의 페라이트 변태를 억제하여 ?칭성을 향상시키는데 효과적인 원소이다. 또한, Mn은 Ac₃ 변태점을 저하시키는 작용을 갖기 때문에, 열간 프레스 전의 표면 처리 강판(1)의 가열 온도를 저하시키는데 유효한 원소이다. 이러한 효과의 발현을 위해서는, Mn 함유량을 0.50％ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 한편, Mn량이 3.00％를 초과하면, Mn이 편석하여 소지 강판 및 열간 프레스 성형 부재의 특성의 균일성이 저하한다. 따라서 Mn 함유량은 0.50％ 이상 3.00％ 이하로 하는 것이 바람직하고, 0.75％ 이상 2.50％ 이하로 하는 것이 보다 바람직하다.

《P: 0.10％ 이하》

P 함유량이 0.10％를 초과하면, P가 입계(粒界)에 편석하여 소지 강판 및 열간 프레스 성형 부재의 저온 인성(靭性)이 저하한다. 따라서, P 함유량은 0.10％ 이하로 하는 것이 바람직하고, 0.01％ 이하로 하는 것이 보다 바람직하다. 단, 과도한 탈(脫)P는 정련 시간의 증가나 비용의 상승을 초래하기 때문에, P 함유량은 0.003％ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

《S: 0.050％ 이하》

S는 Mn과 결합하여 조대한 황화물을 형성하고, 강의 연성 저하를 초래하는 원소이다. 그 때문에, S 함유량은 최대한 저감하는 것이 바람직하지만, 0.050％까지는 허용할 수 있다. 따라서, S 함유량은 0.050％ 이하로 하는 것이 바람직하고, 0.010％ 이하로 하는 것이 보다 바람직하다. 단, 과도한 탈S는 정련 시간의 증가나 비용의 상승을 초래하기 때문에, S 함유량은 0.001％ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

《Al: 0.10％ 이하》

Al 함유량이 0.10％를 초과하면 산화물계 개재물의 증가를 초래하여, 강의 연성이 저하한다. 따라서, Al 함유량은 0.10％ 이하로 하는 것이 바람직하고, 0.07％ 이하로 하는 것이 보다 바람직하다. 단, Al은 탈산재로서의 작용을 갖고, 강의 청정도 향상의 관점에서는, 그 함유량을 0.01％ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

《N: 0.010％ 이하》

N 함유량이 0.010％를 초과하면, 소지 강판 중에 AlN 등의 질화물이 형성되어, 열간 프레스시의 성형성의 저하를 초래한다. 따라서, N 함유량은 0.010％ 이하로 하는 것이 바람직하고, 0.005％ 이하로 하는 것이 보다 바람직하다. 단, 과도한 탈N은 정련 시간의 증가나 비용의 상승을 초래하기 때문에, N 함유량은 0.001％ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

이상이 본 발명에 있어서의 소지 강판의 바람직한 기본 성분이지만, 당해 소지 강판은 필요에 따라서 추가로 이하의 원소를 함유해도 좋다.

《Cr: 0.01％ 이상 0.50％ 이하, V: 0.01％ 이상 0.50％ 이하, Mo: 0.01％ 이상 0.50％ 이하 및 Ni: 0.01% 이상 0.50％ 이하 중 적어도 1종 이상》

Cr, V, Mo, Ni는 모두 강의 ?칭성을 향상시키는데 유효한 원소이다. 이 효과는, 어느 원소의 경우도 함유량을 0.01％ 이상으로 함으로써 얻어진다. 그러나, Cr, V, Mo, Ni는 모두 함유량이 0.50％를 초과하면 상기 효과는 포화하여, 비용 상승의 요인이 된다. 따라서, Cr, V, Mo, Ni 중 어느 1종 이상을 함유하는 경우에는, 각각 함유량을 0.01％ 이상 0.50％ 이하로 하는 것이 바람직하고, 0.10％ 이상 0.40％ 이하로 하는 것이 보다 바람직하다.

《Ti: 0.01％ 이상 0.20％ 이하》

Ti는 강의 강화에 유효하다. Ti에 의한 강도 상승 효과는, 그 함유량을 0.01％ 이상으로 함으로써 얻어지고, 본 발명에서 규정한 범위 내이면, 강의 강화에 사용해도 지장이 없다. 그러나, 함유량이 0.20％를 초과하면 그 효과는 포화하여, 비용 상승의 요인이 된다. 따라서, Ti를 함유하는 경우에는 0.01％ 이상 0.20％ 이하로 하는 것이 바람직하고, 0.01％ 이상 0.05％ 이하로 하는 것이 보다 바람직하다.

《Nb: 0.01％ 이상 0.10％ 이하》

Nb도 강의 강화에 유효하다. Nb에 의한 강도 상승 효과는, 그 함유량을 0.01％ 이상으로 함으로써 얻어지고, 본 발명에서 규정한 범위 내이면, 강의 강화에 사용해도 지장이 없다. 그러나, 함유량이 0.10％를 초과하면 그 효과는 포화하여, 비용 상승의 요인이 된다. 따라서, Nb를 함유하는 경우에는 0.01％ 이상 0.10％ 이하로 하는 것이 바람직하고, 0.01％ 이상 0.05％ 이하로 하는 것이 보다 바람직하다.

《B: 0.0002％ 이상 0.0050％ 이하》

B는 강의 ?칭성을 높이는 원소이고, 열간 프레스 성형 후에 소지 강판이 냉각될 때, 오스테나이트 입계로부터의 페라이트의 생성을 억제하여 ?칭 조직을 얻는데 유효한 원소이다. 그 효과는 B 함유량을 0.0002％ 이상에서 얻어지지만, 0.0050％를 초과하면 그 효과는 포화하여, 비용 상승의 요인이 된다. 따라서, B를 함유하는 경우에는, 그 함유량을 0.0002％ 이상 0.0050％ 이하로 하는 것이 바람직하다. 보다 바람직하게는 0.0005％ 이상 0.0030％ 이하이다.

《Sb: 0.003％ 이상 0.030％ 이하》

Sb는 열간 프레스 성형 전에 강판을 가열하고 나서 열간 프레스 성형의 일련의 처리에 의해 강판을 냉각할 때까지의 사이에, 소지 강판 표층부에 발생하는 탈탄층을 억제하는 효과를 갖는다. 이러한 효과의 발현을 위해서는, Sb 함유량을 0.003％ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 그러나, Sb 함유량이 0.030％를 초과하면 소지 강판 제조시에 압연 하중의 증대를 초래하여, 생산성의 저하가 염려된다. 따라서, Sb를 함유하는 경우에는, 그 함유량을 0.003％ 이상 0.030％ 이하로 하는 것이 바람직하고, 0.005％ 이상 0.010％ 이하로 하는 것이 보다 바람직하다.

또한, 상기 성분 이외의 성분(잔부)은 Fe 및 불가피적 불순물이다.

본 발명에 있어서 열간 프레스 성형 부재의 소재로서 이용하는 표면 처리 강판(1)은, 그 제조 조건에 특별한 제한은 없다. 소지 강판의 제조 조건은 특별히 한정되지 않고, 예를 들면 소정의 성분 조성을 갖는 열연 강판(산 세정 강판)이나 열연 강판에 냉간 압연을 행함으로써 얻어지는 냉연 강판을 소지 강판으로 해도 좋다.

소지 강판의 표면에, Zn-Ni 도금층을 형성하여 표면 처리 강판(1)으로 할 때의 조건도, 특별히 한정되지 않는다. 소지 강판으로서 열연 강판(산 세정 강판)을 이용하는 경우에는, 열연 강판(산 세정 강판)에 Zn-Ni 도금 처리를 행함으로써, 표면 처리 강판(1)으로 할 수 있다.

한편, 소지 강판으로서 냉연 강판을 이용하는 경우에는, 냉간 압연 후, Zn-Ni 도금 처리를 행함으로써, 표면 처리 강판(1)으로 할 수 있다.

소지 강판 표면에 Zn-Ni 도금층을 형성하는 경우, 예를 들면, 소지 강판을, 탈지, 산 세정한 후, 100g/L 이상 400g/L 이하의 황산니켈 6수화물, 10g/L 이상 400g/L 이하의 황산아연 7수화물을 함유하는 pH 1.0 이상 3.0 이하, 욕 온도 30℃ 이상 70℃ 이하의 도금욕 중에서, 10A/d㎡ 이상 150A/d㎡ 이하의 전류 밀도로 전기 도금 처리를 행함으로써, Zn-Ni 도금층을 형성할 수 있다. 또한, 소지 강판으로서 냉연 강판을 이용하는 경우에는, 상기 탈지, 산 세정에 앞서, 냉연 강판에 어닐링 처리를 행해도 좋다. 도금층 중의 Ni 함유량은, 황산아연 7수화물의 농도나 전류 밀도를 상기의 범위 내에서 적절히 조정함으로써, 소망하는 Ni 함유량(예를 들면, 9질량％ 이상 25질량％ 이하)으로 할 수 있다. 또한, Zn-Ni 도금층의 부착량은, 통전 시간을 조정함으로써, 소망하는 부착량(예를 들면, 편면당 10g/㎡ 이상 90g/㎡ 이하)으로 할 수 있다.

실시예

본 발명에 따른 열간 프레스 성형품의 제조 방법의 효과를 확인하는 실험을 행했으므로, 이하 이것에 대해서 설명한다.

표 1에 나타내는 성분을 갖는 강을 용제하여 주편(鑄片)으로 하고, 당해 주편을 1200℃로 가열하고, 870℃의 마무리 압연 종료 온도로 열간 압연을 행한 후, 600℃로 권취하여, 열연 강판으로 했다.

그 다음에, 당해 열연 강판을 산 세정 후 50％의 압하율로 냉간 압연하여, 판 두께 1.6㎜의 냉연 강판으로 했다. 표 1에 기재된 Ac₃ 변태점은, 이하의 (1)식으로부터 산출했다(William C. Leslie 저, 고다 나리야스 번역, 구마이 히로시, 노다 다츠히코 번역, 「레슬리 철강 재료학」, 마루젠 가부시키가이샤, 1985년, p. 273 참조).

Ac₃(℃)＝910－203√[C]＋44.7×[Si]－30×[Mn]＋700×[P]＋400×[Al] …(1)

또한, (1)식에 있어서, [C], [Si], [Mn], [P], [Al]은, 각 원소(C, Si, Mn, P, Al)의 강 중 함유량(질량％)이다.

이상과 같이 하여 얻어진 냉연 강판을 소지 강판으로 하고, 소지 강판의 표면에, 순(純)Zn 도금층, Zn-Fe 도금층, Zn-Ni 도금층의 각 도금층을 형성하여 표면 처리 강판(1)으로 했다. 각 도금층은, 이하의 조건으로 형성했다.

<순Zn 도금층>

냉연 강판을 연속 용융 아연 도금 라인에 통판하고, 10℃/s의 승온 속도로 800℃ 이상 900℃ 이하의 온도 영역까지 가열하고, 당해 온도 영역에 10s 이상 120s 이하 체류시킨 후, 15℃/s의 냉각 속도로 460℃ 이상 500℃ 이하의 온도 영역까지 냉각하고, 450℃의 아연 도금욕에 침지함으로써, Zn 도금층을 형성했다. Zn 도금층의 부착량은, 가스 와이핑법에 의해 소정의 부착량으로 조정했다.

<Zn-Fe 도금층>

냉연 강판을 연속 용융 아연 도금 라인에 통판하고, 10℃/s의 승온 속도로 800℃ 이상 900℃ 이하의 온도 영역까지 가열하고, 당해 온도 영역에 10s 이상 120s 이하 체류시킨 후, 15℃/s의 냉각 속도로 460℃ 이상 500℃ 이하의 온도 영역까지 냉각하고, 450℃의 아연 도금욕에 침지함으로써, Zn 도금층을 형성했다. Zn 도금층의 부착량은, 가스 와이핑법에 의해 소정의 부착량으로 조정했다. 가스 와이핑법에 의해 소정의 부착량으로 조정한 후, 즉시 합금화로에서 500∼550℃로 가열하여 5∼60s 보존 유지함으로써, Zn-Fe 도금층을 형성했다. 도금층 중의 Fe 함유량은, 합금화로에서의 가열 온도나 당해 가열 온도에서의 체류 시간을 상기의 범위 내에서 변경함으로써, 소정의 함유량으로 했다.

<Zn-Ni 도금층>

냉연 강판을 연속 어닐링 라인에 통판하고, 10℃/s의 승온 속도로 800℃ 이상 900℃ 이하의 온도 영역까지 가열하고, 당해 온도 영역에 10s 이상 120s 이하 체류시킨 후, 15℃/s의 냉각 속도로 500℃ 이하의 온도 영역까지 냉각했다. 그 다음에, 탈지, 산 세정한 후, 200g/L의 황산니켈 6수화물, 10∼300g/L의 황산아연 7수화물을 함유하는 pH: 1.3, 욕 온도: 50℃의 도금욕 중, 30∼100A/d㎡의 전류 밀도로 10∼100s 통전하는 전기 도금 처리를 행함으로써, Zn-Ni 도금층을 형성했다. 도금층 중의 Ni 함유량은, 황산아연 7수화물의 농도나 전류 밀도를 상기의 범위 내에서 적절히 조정함으로써, 소정의 함유량으로 했다. 또한, Zn-Ni 도금층의 부착량은, 통전 시간을 상기의 범위 내에서 적절히 조정함으로써, 소정의 부착량으로 했다.

이상과 같이 하여 얻어진 표면 처리 강판(1)으로부터, 200㎜×400㎜의 블랭크판을 펀칭하여, 당해 블랭크판을 대기 분위기의 전기로에 의해 가열한 후, 블랭크판을 금형(재료: SKD61)에 설치하고, 그 후 금형에 의한 냉각 및 프레스 성형을 행했다. 그리고, 금형 내에서 ?칭 후, 이형함으로써, 도 14에 나타내는 해트 단면 형상의 프레스 성형 부재를 제조했다. 금형의 형상은, 펀치 숄더 R: 6㎜, 다이 숄더 R: 6㎜의 금형을 이용하여, 펀치-다이의 클리어런스: 1.6㎜로 했다. 프레스 성형 전의 금형 냉각은, 다이(3)와 블랭크 홀더(5)로 사이에 끼움으로써 행했다. 프레스 성형은, 98kN의 주름 누름력을 가한 채로 성형하는 드로 성형과, 프레스 성형 전의 냉각 후에 블랭크 홀더(5)를 내려 주름 누름 없이 성형하는 폼 성형으로 행했다. 또한, 프레스 성형 개시 온도는, 도 7 및 도 8에 나타내는 바와 같이, 사전에, 금형 냉각 시간과 블랭크 온도의 저하량의 관계를 측정하고, 이 관계로부터, 프레스 성형까지의 금형 냉각 시간을 이용하여, 구한 것이다.

도금층의 종류, 가열 조건, 냉각 조건 및 프레스 성형 조건을 표 2에 나타낸다.

얻어진 해트 단면 형상의 프레스 성형 부재의 종벽부로부터 샘플을 채취하고, 그 표면의 단면을, 주사형 전자 현미경(SEM)을 이용하여 배율 1000배로 각 샘플에 대하여 10시야 관찰하고, 마이크로 크랙(샘플 표면에 발생하는 미소 균열로서, 도금층-소지 강판의 계면을 관통하여 소지 강판 내부에 이르는 미소 균열)의 유무 및, 마이크로 크랙의 평균 깊이를 조사했다. 마이크로 크랙의 평균 깊이는, 임의의 마이크로 크랙 20개분의 마이크로 크랙 깊이의 평균값으로서 구했다. 또한, 여기에서 말하는 「마이크로 크랙 깊이」란, 도 15에 나타내는 바와 같이 마이크로 크랙(11)의, 도금층(13)과 소지 강판(15)의 계면으로부터 측정되는 판 두께 중앙 방향으로의 균열의 길이(도 15 중, h의 길이)를 의미한다. 관찰되는 마이크로 크랙의 개수가 20개 미만인 경우에는, 관찰되는 모든 마이크로 크랙 깊이의 평균 깊이로 했다.

또한, 얻어진 프레스 성형 부재의 형상 정밀도에 대해서 도 16에 나타내는 해트 단면 부재의 이형 후의 성형품 폭(W)과 금형 형상에서의 성형품 폭(W₀)의 차(W－W₀)를 개구량으로서 평가했다.

또한, 얻어진 프레스 성형 부재의 종벽부로부터, 경도 측정용의 샘플을 채취했다. 이 샘플의 단면의 경도를 마이크로 비커스 경도계로 구했다. 시험 하중을 9.8N으로 하여 시험을 행하고, 판 두께 방향 중앙부를 5점 측정하여, 그 평균값을 샘플의 경도로 했다. 또한, 여기에서 목표로 하는 경도는 380Hv 이상이다.

추가로, 얻어진 프레스 성형 부재의 종벽부로부터, JIS 13 B호 인장 시험편을 채취했다. 이 채취한 시험편을 이용하여, JIS G 0567(1998)에 준거하여 인장 시험을 행하고, 실온(22±5℃)에 있어서의 인장 강도를 측정했다. 또한, 인장 시험은 모두, 크로스 헤드 스피드: 10㎜/min으로 행했다.

이들의 결과를, 표 2에 아울러 나타낸다.

발명예 1∼12에 있어서, 도금층의 종류(Zn-Ni 도금층), 냉각 방법(금형 냉각), 냉각 속도(적정 범위: 100℃/s 이상) 및, 프레스 성형 개시 온도(적정 범위: 400℃∼550℃)는, 모두 본 발명의 범위 내에 있다.

이들 발명예 1∼12에 있어서의 프레스 후의 샘플에서는 모두, 마이크로 크랙은 발생하지 않고, 개구량도 0㎜였다. 이에 따라, 본 발명의 프레스 성형 방법에 의하면, 양호한 형상 동결성을 확보하면서, 마이크로 크랙의 생성을 억제하는 것이 가능한 것을 알 수 있다. 또한, 발명예 1∼12에서는 모두, 경도가 380Hv 이상, 인장 강도가 1180㎫ 이상이었다.

비교예 1은, 도금층의 종류는 Zn-Ni 도금층이지만, 금형 냉각하는 일 없이 성형을 행한 것이다. 또한, 비교예 2∼4는, 도금층의 종류는 Zn-Ni 도금층이지만, 모두 프레스 성형 개시 온도가 적정 범위 외이고, 비교예 2는 프레스 성형 개시 온도가 적정 범위보다 높은 610℃이고, 비교예 3, 4는 적정 범위보다 낮은 350℃, 230℃이다.

비교예 1, 2의 프레스 후의 샘플에서는, 개구량은 0㎜이지만, 마이크로 크랙이 발생하고 있다. 이에 따라, 강판의 프레스 성형 개시 온도가 550℃보다 높은 경우에는, 마이크로 크랙이 발생하는 것을 알 수 있다.

비교예 3, 4에서는, 마이크로 크랙은 발생하고 있지 않지만, 개구량이 8㎜∼10㎜이다. 이에 따라, 냉각 시간이 지나치게 길어, 강판의 성형 개시 온도가 400℃ 미만이 된 경우에는, 강판의 강도가 상승하기 때문에, 형상 동결성의 저하가 일어나는 것을 알 수 있다.

비교예 5∼7은, 도금층의 종류는 Zn-Ni 도금층이지만, 냉각 방법이 가스 냉각이고, 냉각 속도가 100℃/s 이상은 아니다. 그 때문에, 비교예 5, 6에서는 강판의 프레스 성형 개시 온도가 적정 범위를 벗어나 있고(550℃ 초과), 마이크로 크랙이 발생하고 있다. 또한, 비교예 7에서는, 강판의 프레스 성형 개시 온도는 적정 범위 내인 530℃이지만, 개구량이 3㎜로 형상 동결성의 저하가 발생하고 있다. 이것은, 냉각 방법을 가스 냉각으로 했기 때문에, 냉각 속도가 느리고, 프레스 가공시의 조직이 오스테나이트 단상이 아니라, 페라이트나 베이나이트가 되었기 때문에, 가공 후의 마르텐사이트 변태가 감소하여, 가공시에 들어간 응력이 완화되기 어려웠던 것이 원인이다. 그 결과, 굽힘의 능선을 사이에 끼우는 2개의 면이 이루는 각도가 형 각도에 대하여 커지는 각도 변화가 생긴 것이라고 생각된다.

또한, 비교예 6, 7에서는 가스 냉각으로 어느 정도까지 서서히 냉각하여 프레스 한 후에서의 ?칭이 되었기 때문에, 프레스 후 샘플의 경도가 저하하고 있었다.

비교예 8, 9에 있어서, 냉각 방법(금형 냉각), 냉각 속도(167℃/s, 170℃/s) 및, 성형 개시 온도(530℃∼540℃)는, 적정이지만, 도금층의 종류가 상이하다. 즉, 비교예 8은 Zn만, 비교예 9는 Zn-Fe의 도금층이기 때문에, 프레스 후 샘플에서는, 마이크로 크랙이 발생하고 있다.

1 : 표면 처리 강판
1' : 성형체
3 : 다이
5 : 블랭크 홀더
7 : 펀치
9 : 강판
10 : 패드
11 : 마이크로 크랙
13 : 도금층
15 : 소지 강판
16 : 열전쌍

Claims

Zn-Ni 도금층이 소지 강판의 표면에 형성된 표면 처리 강판에, 다이, 블랭크 홀더 및 펀치를 갖는 금형을 이용하여, 열간 프레스를 행하여, 균열부의 계면에 아연이 검출되지 않는 미소 균열인 마이크로 크랙의 발생이 없는 열간 프레스 성형품을 제조하는, 열간 프레스 성형품의 제조 방법으로서,
Ac₃ 변태점 이상 1000℃ 이하의 온도 영역으로 가열한 상기 표면 처리 강판의 가장자리부를, 다이 및 블랭크 홀더로 사이에 끼워 0.5초 이상 3초 이하 보존 유지하여 100℃/s 이상의 냉각 속도로 550℃ 이하 400℃ 이상의 온도까지 냉각하는 냉각 공정과,
상기 가장자리부의 온도가 550℃ 이하 400℃ 이상에서 프레스 성형을 개시하는 프레스 성형 공정과,
상기 프레스 성형 후, 성형체를 금형으로 사이에 끼운 채로 성형 하사점에서 보존 유지하여 상기 성형체를 ?칭하는 ?칭 공정을 구비하는,
열간 프레스 성형품의 제조 방법.
제1항에 있어서,
상기 냉각 공정 및 상기 프레스 성형 공정에서는, 상기 다이를 상기 표면 처리 강판과 함께 슬라이드 이동시켜, 상기 표면 처리 강판을 냉각 및 프레스 성형하는 것으로 하고, 그때, 상기 펀치에 접촉할 때까지의 슬라이드 이동을 일단 정지하거나, 또는 이 슬라이드 이동 속도를 상기 펀치 접촉 후의 프레스 성형에 있어서의 슬라이드 이동 속도보다 느리게 하는, 열간 프레스 성형품의 제조 방법.
제1항 또는 제2항에 있어서,
상기 프레스 성형 공정에 있어서, 상기 블랭크 홀더를 상기 표면 처리 강판으로부터 떼어 놓아 주름 누름 없이 폼 성형하는, 열간 프레스 성형품의 제조 방법.
제1항 또는 제2항에 있어서,
상기 프레스 성형 공정에 있어서, 상기 다이와 블랭크 홀더로 상기 표면 처리 강판을 사이에 끼운 상태로 드로 성형하는, 열간 프레스 성형품의 제조 방법.
제1항 또는 제2항에 있어서,
상기 Zn-Ni 도금층 중의 Ni 함유량이 질량％로 9％ 이상 25％ 이하인, 열간 프레스 성형품의 제조 방법.
제3항에 있어서,
상기 Zn-Ni 도금층 중의 Ni 함유량이 질량％로 9％ 이상 25％ 이하인, 열간 프레스 성형품의 제조 방법.
제4항에 있어서,
상기 Zn-Ni 도금층 중의 Ni 함유량이 질량％로 9％ 이상 25％ 이하인, 열간 프레스 성형품의 제조 방법.