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WO2024157513A1 - テーラードブランク材、ならびに、テーラードブランク材の製造方法および製造設備 - Google Patents

テーラードブランク材、ならびに、テーラードブランク材の製造方法および製造設備 Download PDF

Info

Publication number
WO2024157513A1
WO2024157513A1 PCT/JP2023/030825 JP2023030825W WO2024157513A1 WO 2024157513 A1 WO2024157513 A1 WO 2024157513A1 JP 2023030825 W JP2023030825 W JP 2023030825W WO 2024157513 A1 WO2024157513 A1 WO 2024157513A1
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
base steel
steel plate
tailored blank
blank material
thickness
Prior art date
Application number
PCT/JP2023/030825
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
宗生 松下
Original Assignee
Ｊｆｅスチール株式会社
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by Ｊｆｅスチール株式会社 filed Critical Ｊｆｅスチール株式会社
Priority to JP2023571694A priority Critical patent/JPWO2024157513A1/ja
Publication of WO2024157513A1 publication Critical patent/WO2024157513A1/ja

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Classifications

    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K20/00—Non-electric welding by applying impact or other pressure, with or without the application of heat, e.g. cladding or plating
    • B23K20/12—Non-electric welding by applying impact or other pressure, with or without the application of heat, e.g. cladding or plating the heat being generated by friction; Friction welding

Definitions

  • the present invention relates to tailored blank materials, as well as manufacturing methods and manufacturing equipment for tailored blank materials.
  • body weight reduction further weight reduction of automobile bodies (hereinafter referred to as body weight reduction) is being promoted, and various measures are being considered from various aspects such as materials, structure, and assembly and construction methods.
  • One of the measures being considered for reducing the weight of vehicle bodies is the use of tailored blank materials for automotive structural components.
  • the structural components of an automobile are manufactured by pressing blanks made of a single material (steel plate).
  • the thickness and shape of the material are determined based on the parts that are most subjected to stress during pressing and the parts that have the highest level of required characteristics.
  • the structural components of an automobile end up having excessive strength and characteristics in some parts.
  • tailored blank materials for example, high-strength or thick steel plates can be placed only in areas where high strength is required, and low-strength or thin steel plates can be placed in other areas.
  • tailored blank materials are blank materials made by joining steel plates of different thicknesses and steel types.
  • rust-resistant steel plates can be placed only in areas where corrosion resistance is required, and ordinary steel plates can be placed in other areas. In this way, tailored blank materials can be used to give each part of a single blank the appropriate characteristics, which is advantageous in reducing the weight of the component.
  • the laser welding method is characterized in that the step (d f ) is set to a range that satisfies the above. has been disclosed.
  • Patent No. 3230228 Special Publication No. 07-505090 JP 2004-50189 A Patent No. 3261433 Patent No. 4838385 Patent No. 4838388 Patent No. 6825630 Patent No. 6737347
  • Tailored blank materials are generally manufactured by joining steel plates (hereinafter also referred to as the materials to be joined) using a laser welding method, as in the technology disclosed in Patent Document 1.
  • Laser welding has the advantage of small thermal distortion during welding.
  • laser welding is a high-energy density welding method, it has the advantage of deep penetration and enabling high-speed welding.
  • thinner steel plates with higher strength particularly steel plates with a thickness of 2.5 mm or less, and especially steel plates with a thickness of less than 2.0 mm (hereinafter also referred to as thin steel plates), is being promoted.
  • the laser light is focused by a lens, and is usually concentrated so that the beam diameter on the workpiece is 1 mm or less. Therefore, when performing butt welding, high butt welding accuracy is required for the steel plates used as the material.
  • Shear cutting is commonly used to cut steel plates.
  • the precision of the cut surface produced by shear cutting is insufficient, and this tendency is particularly pronounced when cutting thin steel plates. Therefore, when thin steel plates cut to a specified shape by shear cutting are butted together and used as the materials to be joined for laser welding, the butt joint precision of the end faces of the materials to be joined (the cut surfaces produced by shear cutting) is poor, and welding defects are likely to occur. In addition, deviations in the focus and target position of the beam can occur, leading to poor welding and variations in joint strength.
  • the present invention has been developed to solve the above problems, and has an object to provide a tailored blank material that can be manufactured at low cost with high productivity, even when using thin steel plate as the raw material, and that has excellent press workability. Another object of the present invention is to provide a method and equipment for manufacturing the above-mentioned tailored blank material.
  • the inventors have conducted intensive research in order to achieve the above object. First, the inventors investigated whether the above problem could be solved by adjusting the laser welding conditions when manufacturing tailored blank materials using thin steel plates as the raw material. However, the above problem could not be effectively solved by simply adjusting the laser welding conditions.
  • friction stir welding is a solid-state welding method that utilizes the frictional heat between a rotating tool and the materials to be joined, and the plastic flow of the materials to be joined. That is, the rotating tool frictionally stirs the unjoined parts (areas to be joined) of the materials to be joined.
  • the unjoined parts of the materials to be joined are heated by frictional heat, plastic flow begins. Then, the interface between the plastic flow region and the base material part (base steel plate) is greatly stretched. As a result, a joint (hereinafter also referred to as a joint part or a butt joint part) is formed without the materials to be joined melting.
  • the butt joint of a tailored blank manufactured by double-sided friction stir welding has a stir zone (SZ) and a thermal processing affected zone (TMAZ) adjacent to the stir zone.
  • the stir zone also has an upper stir zone (U-SZ) and a lower stir zone (L-SZ) adjacent to each other in the thickness direction of the tailored blank.
  • TJ is the average value (mm) of the plate thickness of the first base steel plate and the plate thickness of the second base steel plate.
  • a tailored blank material including a first base steel plate, a second base steel plate, and a butt joint portion that joins the first base steel plate and the second base steel plate,
  • the butt joint portion has a stir portion and a thermal processing affected zone adjacent to the stir portion
  • the stirring section has an upper stirring section and a lower stirring section adjacent to each other in a thickness direction of the tailored blank material,
  • a tailored blank material that satisfies the relationships of the following formulas (1) to (3).
  • Pj is the maximum tensile load per unit joint length of the butt joint (N/mm); PbmL is the smaller value (N/mm) of the product of the tensile strength (N/mm 2 ) and the plate thickness (mm) of the first base steel plate and the second base steel plate; TszL is the minimum thickness of the butt joint (mm), TszH is the maximum thickness of the butt joint (mm), TbmL is the thinner of the thicknesses of the first base steel plate and the second base steel plate (mm); TbmH is the thicker of the thicknesses of the first base steel plate and the second base steel plate (mm); It is.
  • a pair of rotating tools facing each other are pressed against an unjoined portion, which is a butt portion between a first base steel plate and a second base steel plate, from both sides of the unjoined portion while rotating in opposite directions to each other;
  • the rotating tool is moved in a joining direction to join the first base steel plate and the second base steel plate to obtain a tailored blank material,
  • the diameter D (mm) of the shoulder portion of the rotary tool satisfies the relationship of the following formula (4)
  • a manufacturing method for a tailored blank material wherein RS ⁇ D3 /JS, expressed by a rotation speed RS (rpm), a diameter D (mm) of a shoulder portion of the rotary tool, and a welding speed JS (mm/min), satisfies the relationship of the following formula (5).
  • TJ is the average value (mm) of the plate thickness of the first base steel plate and the plate thickness of the second base steel plate.
  • Tailored blank material manufacturing equipment used to manufacture the tailored blank material described in any one of 1 to 4 above.
  • the present invention even when thin steel plate is used as the raw material, it is possible to manufacture a tailored blank material having excellent press workability at low cost and with high productivity. Furthermore, by applying the tailored blank material of the present invention as the raw material for, for example, structural members of an automobile, it is possible to more advantageously reduce the weight of the vehicle body and, in turn, reduce CO2 emissions.
  • FIG. 2 is a schematic diagram showing an example of a cross section of a tailored blank material according to one embodiment of the present invention.
  • FIG. 2 is a schematic diagram (side perspective view) illustrating an example of a method for manufacturing a tailored blank material according to one embodiment of the present invention.
  • 3 is a view taken along the line AA in FIG. 2.
  • FIG. 2 is a schematic diagram showing an example of the shape of a rotary tool used in a manufacturing method of a tailored blank according to an embodiment of the present invention.
  • FIG. 2 is a schematic diagram showing an example of the shape of a rotary tool used in a manufacturing method of a tailored blank according to an embodiment of the present invention.
  • reference numeral 1 denotes the first base steel plate (material to be joined)
  • 2 denotes the second base steel plate (material to be joined)
  • 4 denotes the butt joint portion
  • 4-1 denotes the stirring portion
  • 4-2 denotes the upper stirring portion
  • 4-3 denotes the lower stirring portion
  • 4-4 denotes the thermal processing affected portion (first base steel plate side)
  • 4-5 denotes the thermal processing affected portion (second base steel plate side).
  • the vertical direction is the thickness direction of the tailored blank material (hereinafter, also simply referred to as the thickness direction).
  • the horizontal direction is the direction perpendicular to the joining direction and perpendicular to the thickness direction (hereinafter, also referred to as the joining vertical direction).
  • the tailored blank material comprises: A tailored blank material comprising a first base steel plate, a second base steel plate, and a butt joint portion between the first base steel plate and the second base steel plate,
  • the butt joint portion has a stir portion and a thermal processing affected zone adjacent to the stir portion
  • the stirring section has an upper stirring section and a lower stirring section adjacent to each other in a thickness direction, The relationship of the above expressions (1) to (3) is satisfied.
  • the first base steel sheet and the second base steel sheet are steel sheets to be joined.
  • the composition of the first base steel plate and the second base steel plate is not particularly limited as long as it is a common composition for steel plates.
  • An example of the composition of the first base steel plate and the second base steel plate is, in mass%, C: 0.01-0.70%, Si: 0.01-2.5%, Al: 0.01-2.5%, Mn: 0.1-3.5%, P: 0.10% or less, S: 0.05% or less, and N: 0.02% or less, with the remainder being Fe and unavoidable impurities.
  • the above composition may contain, by mass%, at least one selected from the group consisting of Cr: 1.0% or less, Mo: 1.0% or less, Ni: 1.0% or less, Cu: 1.0% or less, Sn: 0.05% or less, Sb: 0.05% or less, Ca: 0.02% or less, REM: 0.05% or less, and Mg: 0.02% or less.
  • the steel plate having the above composition may be manufactured by a general manufacturing method, for example, through a process such as hot rolling or cold rolling.
  • the composition of the first base steel plate and the second base steel plate may be the same or different.
  • the first base steel sheet and the second base steel sheet may be steel sheets having a plating layer on the surface, so-called plated steel sheets.
  • the plating layer include a zinc plating layer whose main component is zinc (containing 50% by mass or more of zinc), such as hot-dip galvanizing or alloyed hot-dip galvanizing, and an aluminum plating layer whose main component is aluminum (containing 50% by mass or more of aluminum).
  • the thickness of the first base steel plate and the second base steel plate is preferably 0.6 to 3.2 mm, and the thickness of at least one of the first base steel plate and the second base steel plate is preferably 2.5 mm or less, and more preferably less than 2.0 mm. In particular, the thickness of both the first base steel plate and the second base steel plate is preferably 2.5 mm or less, and more preferably less than 2.0 mm.
  • the tensile strength of at least one of the first base steel plate and the second base steel plate is 980 MPa or more.
  • solidification cracks cracks due to the segregation of impurities during melting and solidification
  • hydrogen intrusion cracks due to hydrogen intrusion
  • This tendency becomes stronger when a steel plate with a tensile strength of 980 MPa or more is used as the joined material.
  • the double-sided friction stir welding method which is a solid-phase joining method.
  • the butt joint portion that joins the first base steel plate and the second base steel plate is composed of a stir zone and a thermal processing affected zone adjacent to the stir zone.
  • the stirring zone is an area in which the frictional heat between the rotating tool and the workpiece and the plastic flow of the workpiece give it a microstructure different from that of the base steel plate, and the distortion caused by the plastic flow of the workpiece gives it a structure that is discontinuous with the thermal processing affected zone, which will be described later.
  • the stirring section is also composed of an upper stirring section and a lower stirring section that are adjacent to each other in the thickness direction.
  • the upper stirring section is the stirring section located on the upper side in the thickness direction in Figure 1.
  • the upper stirring section can also be said to be formed by a rotating tool placed on the upper side in the vertical direction.
  • the lower stirring section is the stirring section located on the lower side in the thickness direction in Figure 1.
  • the lower stirring section can also be said to be formed by a rotating tool placed on the lower side in the vertical direction.
  • the thermal processing affected zone is located adjacent to the stir zone, and in particular, is located adjacent to the outside of the stir zone.
  • the thermal processing affected zone is an area that has a different microstructure from the base steel plate due to frictional heat between the rotating tool and the workpieces and the plastic flow of the workpieces.
  • the thermal processing affected zone also includes the so-called heat-affected zone.
  • the heat-affected zone is a zone that is not distorted by the plastic flow of the materials being joined, but has a different microstructure from the base steel plate due to the frictional heat between the rotating tool and the materials being joined.
  • the thermal processing affected zone is usually composed of a zone that is distorted by the plastic flow of the materials being joined (hereinafter also referred to as the thermal processing affected zone in the narrow sense) and a heat-affected zone that is not distorted by plastic flow.
  • the order of arrangement is usually the stirring zone, the thermal processing affected zone in the narrow sense, the heat-affected zone, and the base steel plate, with the stirring zone at the center.
  • the stir zone, the thermal processing affected zone (thermal processing affected zone in the narrow sense and heat affected zone) and the base steel plate are defined as follows. That is, the tailored blank material is cut in the plate thickness (vertical) direction so that the plane shown in Fig. 1 (i.e., the plane including the joining perpendicular direction and the thickness direction) becomes the cut surface. Next, the cut surface is polished and etched with a saturated aqueous solution of picric acid, nital (a solution of nitric acid and ethanol), or aqua regia (a solution of concentrated hydrochloric acid and concentrated nitric acid mixed in a volume ratio of 3:1). Next, the cut surface is observed with an optical microscope, and the stir zones (upper stir zone and lower stir zone), thermal processing affected zone, and base steel plate are defined based on the degree, shape, position, etc. of etching.
  • the stir zone and the thermal processing affected zone can be distinguished, for example, by taking into consideration the following characteristics.
  • the stir zone (SZ) is a region where the macroscopic (magnification: 5 to 10 times) rolled structure of the base steel sheet is significantly distorted by the plastic flow of the joined material, or where the structure is separated from the rolled structure.
  • the stir zone also has a microscopic (magnification: 100 to 1000 times) structure different from that of the base steel sheet due to heating and cooling during joining and processing at high temperatures.
  • the thermal processing affected zone (TMAZ) in the narrow sense is a zone adjacent to the stir zone, which maintains continuity with the macroscopic rolling structure of the base steel sheet but where strain due to plastic flow of the joined materials is observed.
  • the thermal processing affected zone in the narrow sense has a microstructure different from that of the base steel sheet due to heating and cooling during joining and processing at high temperatures.
  • the heat affected zone exists adjacent to the outside of the thermal processing affected zone in the narrow sense (opposite the stir zone), and is a region in which no strain due to the plastic flow of the joined materials is observed while maintaining continuity with the macroscopic rolling structure of the base steel sheet. Also, the heat affected zone has a microstructure different from that of the base steel sheet due to heating and cooling during joining and processing at high temperatures.
  • Pj ⁇ 0.9 ⁇ PbmL (1)
  • strain is likely to concentrate in the butt joint, particularly in the thermal processing affected zone, and cracks are likely to occur starting from that zone.
  • Pj is preferably 0.95 ⁇ PbmL or more.
  • the upper limit of Pj is not particularly limited, but it is preferable that Pj is, for example, 1.00 ⁇ PbmL or less.
  • Pj (N/mm) can be calculated as follows. That is, a test piece having the same shape as the No. 1 test piece specified in JIS Z 3121 (2013) is taken from the tailored blank material so that the longitudinal direction of the butt joint is perpendicular to the longitudinal direction of the test piece and the butt joint is located at the center of the parallel part. Next, a tensile test in accordance with JIS Z 3121 (2013) is performed using the taken test piece to determine the maximum test force (N). The value obtained by dividing the determined maximum test force (N) by the width (mm) of the parallel part of the test piece is defined as Pj (N/mm).
  • the tensile strength of the first base steel plate and the second base steel plate may be measured by conducting a tensile test in accordance with JIS Z 2241 (2022). For example, JIS No. 5 test pieces are taken from each of the first base steel plate and the second base steel plate. Next, a tensile test is conducted using the taken test pieces at a crosshead speed of 10 mm/min to measure the tensile strength.
  • TszL ⁇ 0.9 ⁇ TbmL (2)
  • TszL is preferably 0.95 ⁇ TbmL or more, and more preferably 0.99 ⁇ TbmL or more.
  • TszL is Preferably, it is 1.00 x TbmL or less.
  • TszH ⁇ 1.1 ⁇ TbmH (3) Furthermore, if the thickness of the butt joint of the tailored blank material is excessively thick compared to the thickness of the base steel plate, bending deformation or stretching deformation occurs in the tailored blank material due to press working, and the butt joint, particularly Strain is concentrated in the heat processing affected zone adjacent to the stir zone, and cracks are likely to occur. In this regard, by satisfying the relationship of the above formula (3), the concentration of strain in the butt joint can be reduced. The occurrence of cracks can be effectively prevented. Therefore, the relationship of the above formula (3) is satisfied.
  • TszH is preferably 1.05 ⁇ TbmH or less, and more preferably 1.03 ⁇ TbmH or less. is not particularly limited, but for example, TszH is preferably 1.00 ⁇ TbmH or more.
  • TszL, TszH, TbmL and TbmH may be measured, for example, as follows. That is, the tailored blank material is cut in the plate thickness (vertical) direction so that the cut surface is the surface shown in FIG. 1 (i.e., the surface that includes the joining perpendicular direction and the thickness direction). Then, TszL, TszH, TbmL and TbmH are measured on the cut surface using a caliper or the like.
  • another steel plate may be joined to at least one of the first base steel plate and the second base steel plate.
  • the joint with the other steel plate may be configured as a butt joint similar to that described above, or may be configured as another type of joint (such as a joint formed by a joining method other than double-sided friction stir welding).
  • a manufacturing method of a tailored blank material according to one embodiment of the present invention joins a first base steel sheet and a second base steel sheet by double-sided friction stir welding. More specifically, a method for manufacturing a tailored blank material according to an embodiment of the present invention includes: pressing a pair of opposing rotary tools against an unjoined portion, which is a butt portion between a first base steel sheet and a second base steel sheet, from both sides of the unjoined portion while rotating the rotary tools in opposite directions; The rotating tool is moved in a joining direction to join the first base steel plate and the second base steel plate to obtain a tailored blank material.
  • first and second base steel sheets to be joined For example, cut a steel sheet (or steel strip) to fit the desired shape to prepare the first and second base steel sheets to be joined.
  • cutting method There are no particular limitations on the cutting method, and examples include shear cutting and laser cutting. Shear cutting is inferior to laser cutting and the like in terms of butt joint accuracy, but is very advantageous in terms of productivity and manufacturing costs. For this reason, shear cutting is preferred. There are no particular limitations on the cutting conditions, and standard methods may be followed.
  • first base steel plate and the second base steel plate prepared as described above are butted together, in particular, the cut surfaces of the two are butted together, and double-sided friction stir welding is performed.
  • a double-sided friction stir welding device that includes a pair of opposing rotating tools, a driving device for the rotating tools, a gripping device, and a control device that controls the operation of the rotating tools.
  • the control device controls, for example, the tilt angle ⁇ of the rotating tools, the position of the tips of the rotating tools and the distance between the tips (probes) (hereinafter also referred to as the gap between the probes), the gap between the shoulders of the rotating tools (i.e., the distance in the thickness direction between the shoulder of the front side rotating tool and the shoulder of the back side rotating tool), the welding speed, the pressing load, the rotation speed of the rotating tools, and the rotation torque.
  • Fig. 2 is a side perspective view
  • Fig. 3 is a view taken along the arrow A-A in Fig. 2.
  • reference numeral 1 denotes the first base steel plate (joined material)
  • 2 denotes the second base steel plate (joined material)
  • 3-1 denotes the rotating tool (front side rotating tool)
  • 3-2 denotes the rotating tool (rear side rotating tool)
  • 4 denotes the butt joint portion (joined portion)
  • 5-1 and 5-2 denote shoulder portions
  • 6-1 and 6-2 denote probes (pins)
  • 7 denotes a gripping device
  • 9-1 and 9-2 denote tip portions.
  • the gripping device is not shown in Fig. 2.
  • the vertical direction is the thickness direction
  • the horizontal direction is the joining vertical direction
  • the direction toward the front of the page is the joining direction.
  • the rotating tools of the friction stir welding device are placed on both sides of the first and second base steel plates, which are the materials to be joined.
  • the rotating tools placed on the front side (vertically upper side) of the first and second base steel plates are sometimes called the front side rotating tools, and the rotating tools placed on the back side (vertically lower side) of the first and second base steel plates are sometimes called the back side rotating tools.
  • the first and second base steel plates are placed parallel to the joining center line shown in the figure, and are each held by a holding device.
  • the rotating tools are rotated and pressed against both sides of the unjoined portion (area to be joined) located on the joining center line, that is, the butt portion between the end of the first base steel plate and the end of the second base steel plate.
  • the rotating tools are moved in the joining direction. This softens the materials to be joined by frictional heat between the rotating tool and the first and second base steel plates. The softened area is then stirred with the rotating tool to generate plastic flow, and the first and second base steel plates are joined.
  • a butt joint (joint) is formed where the joining is completed.
  • a thermal processing affected zone is located adjacent to the stir zone.
  • the stir zone is composed of an upper stir zone formed by the front side rotating tool and a lower stir zone formed by the back side rotating tool. The upper stir zone and the lower stir zone are adjacent to each other in the thickness direction.
  • the above-mentioned double-sided friction stir welding is applied as the joining method.
  • the diameter D (mm) of the shoulder portion of the rotary tool satisfies the relationship of the above formula (4), and RS ⁇ D 3 /JS, which is expressed by the rotation speed RS (rpm), the diameter D (mm) of the shoulder portion of the rotary tool, and the welding speed JS (mm/min), satisfies the relationship of the above formula (5);
  • the shoulder diameter D the diameter of the shoulder of the rotary tool (hereinafter, simply referred to as the shoulder diameter D) according to the thickness of the unjoined portion, it is possible to effectively apply a temperature rise due to frictional heat and a shear stress due to frictional force to the material to be joined.
  • the shoulder diameter D is less than 4 ⁇ TJ (mm)
  • sufficient material flow may not be obtained.
  • the shoulder diameter D exceeds 10 ⁇ TJ (mm)
  • the shoulder diameter D is made to satisfy the relationship of the above formula (4).
  • RS ⁇ D 3 /JS is a parameter that correlates with the amount of heat generated per unit joint length.
  • the range of RS ⁇ D 3 /JS to 200 ⁇ TJ to 2000 ⁇ TJ, the temperature rise due to frictional heat and the shear stress due to frictional force can be effectively applied to the joined materials.
  • RS ⁇ D 3 /JS is less than 200 ⁇ TJ, the amount of heat generated may be insufficient. Therefore, it may be difficult to form a joint interface in a state where the first base steel plate and the second base steel plate are metallurgically joined to each other at the joint surface, and it may be difficult to satisfy the predetermined relationship.
  • RS ⁇ D 3 /JS exceeds 2000 ⁇ TJ, the amount of heat generated by friction stirring becomes excessive, and an excessive amount of heat is input to the joint. This causes the peak temperature (maximum reached temperature) of the joint to rise or the cooling rate to decrease, thereby decreasing the strength of the joint. As a result, it becomes impossible to obtain a tailored blank material that simultaneously satisfies the relationships of the above formulas (1) to (3). Therefore, from the viewpoint of satisfying a predetermined relationship, it is preferable that RS ⁇ D3 /JS satisfies the relationship of the above formula (5).
  • RS ⁇ D3 /JS is more preferably 280 ⁇ TJ or more. Furthermore, RS ⁇ D3 /JS is more preferably 1600 ⁇ TJ or less.
  • the inclination angle ⁇ of the rotary tool satisfies the relationship of the following formula (6). 0° ⁇ 2°...(6)
  • ⁇ is the inclination angle of the rotation axis of the rotary tool (hereinafter also referred to as the rotation axis of the tool) from the thickness direction (direction perpendicular to the surface of the workpieces) in a plane including the joining direction and the thickness direction (direction perpendicular to the surface of the workpieces).
  • the direction (angle) in which the tip of the rotary tool leads the joining direction is defined as +.
  • the rotating tool is made of a material that is harder than the materials to be joined.
  • a rotating tool made of a material with poor toughness such as ceramic
  • the load on the rotating tool can be received by the rotating tool as a component force that compresses in the direction of the rotation axis. This makes it possible to reduce the force in the bending direction and prevent destruction of the rotating tool.
  • the tilt angle ⁇ of the rotating tool exceeds 0°, the above-mentioned effect can be obtained.
  • the tilt angle ⁇ of the rotating tool exceeds 2°, the front and back surfaces of the butt joint tend to become concave. This makes it easier for the minimum thickness of the butt joint to be reduced relative to the thickness of the base steel plate. As a result, this can have an adverse effect on the joint strength and can lead to reduced press workability.
  • the tilt angle ⁇ of the rotating tool is in the range of 0° ⁇ ⁇ ⁇ 2° for both the front side rotating tool and the back side rotating tool.
  • the gap G (mm) between the shoulder portions of the rotary tool satisfies the relationship of the following formula (7). 0.5 ⁇ TJ-0.1 ⁇ D ⁇ sin ⁇ ⁇ G ⁇ 0.9 ⁇ TJ-0.1 ⁇ D ⁇ sin ⁇ ... (7)
  • the shoulder gap G can also be said to be the distance between the shoulder of the front side rotating tool and the shoulder of the back side rotating tool in the thickness direction.
  • the shoulder gap G is within the range of 0.5 x TJ - 0.1 x D x sin ⁇ to 0.9 x TJ - 0.1 x D x sin ⁇ , the shoulders of the opposing rotating tools are in close contact with or pressed into the front and back sides of the workpieces.
  • the shoulder gap G be in the range of 0.5 x TJ - 0.1 x D x sin ⁇ to 0.9 x TJ - 0.1 x D x sin ⁇ .
  • the rotation speed of the rotating tool is preferably 300 to 9000 r/min. By setting the rotation speed of the rotating tool within this range, it is advantageous to suppress the deterioration of mechanical properties due to the input of excessive heat while maintaining a good surface shape.
  • the rotation speed of the rotating tool is more preferably 400 r/min or more.
  • the rotation speed of the rotating tool is more preferably 8000 r/min or less.
  • the joining speed is preferably 800 to 5000 mm/min.
  • the joining speed is more preferably 1000 mm/min or more.
  • the joining speed is more preferably 4000 mm/min or less.
  • the position of the tip of the rotating tool, the pressing load, the rotational torque, the gap between the probes, etc. can be set appropriately according to standard methods.
  • the rotation direction of the front side rotating tool and the back side rotating tool are opposite when viewed from the front side (or back side) of the workpieces, and that the rotation speeds are the same. This allows the rotational torques applied to the workpieces from the front side rotating tool and the back side rotating tool to cancel each other out. As a result, it is possible to simplify the structure of the jig that restrains the workpieces, compared to the one-sided friction stir welding method, in which the unjoined parts are joined by pressing them from one side.
  • the rotational directions of the front side rotating tool and the back side rotating tool are made opposite when viewed from the front side (or back side) of the materials to be joined.
  • the tip of the rotary tool contacts the first and second base steel plates, which are the materials to be joined, during joining. Therefore, the tip of the rotary tool is formed of a material harder than the first and second base steel plates in the high temperature state to which it is exposed during joining. As a result, the rotary tool can deform the first and second base steel plates while maintaining the shape of the tip during joining. As a result, high stirring ability can be continuously achieved, and proper joining is possible.
  • the hardness of the tip of the rotary tool, the first and second base steel plates may be measured and compared by a high-temperature Vickers hardness test method. Also, only the tip of the rotary tool may be formed of a material harder than the first and second base steel plates. The entire rotary tool may be formed of a material harder than the first and second base steel plates.
  • Figures 4 and 5 show examples of a rotary tool used in a manufacturing method for tailored blanks according to one embodiment of the present invention.
  • reference numeral 5 denotes a shoulder portion
  • 6 denotes a probe
  • 8 denotes an outer periphery.
  • the tip of the rotary tool comprises a shoulder portion (the range indicated by the shoulder diameter in the figures) and a probe (the range indicated by the probe diameter in the figures) that is positioned on the shoulder and shares a rotation axis with the shoulder portion.
  • the shape of the rotary tool is as follows: tool diameter: 25 mm, probe diameter: 4 mm, shoulder diameter: 12 mm, outer periphery width: 6.5 mm, probe length: 0.2 mm, outer periphery taper angle ⁇ : 15°.
  • the shape of the rotating tool is as follows: tool diameter: 25 mm, probe diameter: 6.7 mm, shoulder diameter: 20 mm, outer periphery width: 2.5 mm, probe length: 0.7 mm, outer periphery taper angle ⁇ : 15°.
  • the tip of a typical rotary tool consists of a shoulder and a probe.
  • the shoulder has a flat shape formed by a nearly flat surface or a gently curved surface.
  • the shoulder has a function of contacting the first base steel plate and the second base steel plate while rotating during joining, and generating frictional heat.
  • the shoulder also has a function of pressing the part softened by heat to prevent the material from scattering and promote plastic flow in the direction of rotation.
  • the probe has a shape that is discontinuous with the shoulder, and has a shape that protrudes almost perpendicularly toward the material to be joined (not shown).
  • the probe has a function of improving the stirring ability near the center of the thickness by penetrating in the thickness direction in the softened parts of the first base steel plate and the second base steel plate during joining.
  • the probe is usually located at the center of the shoulder.
  • the shoulder diameter D (mm) may be one that satisfies the relationship between the above formulas (4) and (5).
  • the pin diameter and length of the rotating tool are not particularly limited and may be set appropriately in accordance with standard methods. For example, when butt joining is performed when the plate thickness of the first base steel plate and the plate thickness of the second base steel plate are different, the pin diameter and length of the rotating tool may be set in accordance with standard methods, taking into account the average plate thickness of the first base steel plate and the plate thickness of the second base steel plate.
  • first and second base steel plates to be joined have different plate thicknesses
  • the rotating tool penetrates to near the center in the thickness direction in the part where the materials to be welded have softened during welding.
  • a step occurs on at least one surface of the materials to be welded.
  • measures such as tilting the rotation axis of the rotating tool in the direction perpendicular to the weld (especially toward the material to be welded with the thinner plate thickness) are necessary.
  • the materials to be welded are high-strength steel plates, particularly steel plates with a tensile strength of 980 MPa or more, a large load is generated by tilting the rotating tool in the direction perpendicular to the weld, which can make it difficult to form a proper bead.
  • problems such as damage to the rotating tool and the need to extremely increase the rigidity of the device on which the rotating tool is installed.
  • the outer periphery is defined as the area (donut-shaped area) from the periphery of the shoulder of the rotating tool to the circumferential end of the rotating tool at the tip of the rotating tool.
  • the width of the outer periphery is preferably in the range of rotating tool diameter (mm) x 0.05 to rotating tool diameter (mm) x 0.35.
  • the taper angle ⁇ of the outer periphery is 2 to 45°. If the taper angle ⁇ of the outer periphery is smaller than 2°, the ability of the rotating tool to smooth out steps in the workpieces as it passes through may decrease. In addition, the risk of the rotating tool being damaged increases due to the application of a large stress to the outer periphery of the rotating tool. On the other hand, if the taper angle ⁇ of the outer periphery is larger than 45°, the contact area between the outer periphery and the workpieces decreases. This may result in a decrease in the joining ability. For this reason, it is preferable that the taper angle ⁇ of the outer periphery is 2 to 45°. It is more preferable that the taper angle ⁇ of the outer periphery is 8° or more. It is more preferable that the taper angle ⁇ of the outer periphery is 20° or less.
  • the taper angle ⁇ of the outer periphery is the angle between a line connecting the periphery of the shoulder of the rotating tool and the circumferential end of the rotating tool, and a line perpendicular to the rotation axis, in a cross section of the rotating tool viewed from the side (a cross section including the rotation axis and parallel to the rotation axis).
  • the shape of the outer periphery in the cross section of the tip face is not particularly limited. Examples of the shape of the outer periphery in the cross section of the tip face include a straight line (line segment) and a continuous curve, but a straight line (line segment) is preferable.
  • the manufacturing equipment for tailored blanks according to one embodiment of the present invention is used for manufacturing the tailored blanks described above in [1].
  • Examples of the manufacturing equipment for tailored blanks according to one embodiment of the present invention include manufacturing equipment having a double-sided friction stir welding device, and manufacturing equipment having a steel plate cutting device and a double-sided friction stir welding device.
  • the type of steel plate cutting device is not particularly limited as long as it can cut the steel plate into a desired shape to obtain the joined materials (first base steel plate and second base steel plate).
  • An example of such a steel plate cutting device is a shear cutting machine. Compared to laser cutting machines and the like, shear cutting machines are highly advantageous in terms of productivity and manufacturing costs.
  • a shear cutting machine has, for example, a punch (upper blade), a punch (lower blade), and a drive device for the punch.
  • the drive system of the drive system is not particularly limited, and may be, for example, an electric drive system.
  • the mode of the double-sided friction stir welding apparatus is not particularly limited.
  • the double-sided friction stir welding apparatus is, for example, A gripping device that grips the workpiece; A pair of opposing rotary tools; A drive device that enables the rotation of the rotary tool and the movement in the joining direction; Provide.
  • the gripping device may be, for example, - a movable gripping member and a sliding device for the movable gripping member; and - a device having a fixed gripping member, a movable gripping member, and a sliding device for the movable gripping member; Examples include:
  • the configuration of the rotating tool is as exemplified in [2] above.
  • the driving device for the rotary tool may have a rotary drive unit for the rotary tool and a device for moving the rotary tool in the joining direction.
  • the driving method for the rotary drive unit and the moving device is not particularly limited, and may be, for example, an electric driving method.
  • the double-sided friction stir welding apparatus may further have a control device that controls the operation of at least one of the gripping device and the driving device of the rotating tool.
  • the control device may have an input section for inputting data such as various set values, a calculation section for processing the input data, a storage device for storing data, and an output section for outputting operation signals to the gripping device and the driving device of the rotating tool based on the results of the calculation in the calculation section.
  • the control device controls, for example, the tilt angle ⁇ of the rotating tool, the position of the tip of the rotating tool and the gap between the probes, the gap between the shoulders of the rotating tool, the welding speed, the pressing load, the rotation speed of the rotating tool, and the rotation torque.
  • the device configuration other than that described above is not particularly limited, and any conventional device configuration may be used as appropriate.
  • a steel plate having the thickness and composition shown in Table 1 (the remainder being Fe and unavoidable impurities) was cut into a size of 0.2 m x 0.5 m using a shear cutter to prepare the first and second base steel plates to be joined.
  • the long sides of the cut surfaces of the first and second base steel plates were butted together in the combination shown in Table 2, and these were used as the joined materials and subjected to double-sided friction stir joining under the conditions shown in Table 2 to produce tailored blank materials.
  • the joining length was 0.5 m for each.
  • the groove was a so-called I-shaped groove with no groove angle on the end faces of the two base steel plates to be joined.
  • Table 1 also lists the tensile strength, Vickers hardness, and Erichsen value of the steel plates used as the first and second base steel plates.
  • the tensile strength was measured by the above-mentioned method.
  • the Erichsen value was measured according to the Erichsen test method specified in JIS Z 2247 (2022). Conditions not specified were set according to standard methods.
  • Table 3 also shows the fracture position when the maximum test force (N) was applied in the tensile test in accordance with JIS Z 3121 (2013) performed to determine Pj.
  • N maximum test force
  • Comparative Example 4 significant surface defects were confirmed in the following (I) confirmation of the presence or absence of surface defects, so measurements of TszL (mm) and TszH (mm) were omitted.
  • the manufactured tailored blank material was subjected to (I) confirmation of the presence or absence of surface defects, (II) confirmation of the presence or absence of internal defects, and (III) Erichsen testing in the following manner. Then, when (I) to (III) were all passed, and when the fracture position when the maximum test force (N) was applied in the tensile test in accordance with the above JIS Z 3121 (2013) was the first base steel plate or the second base steel plate (i.e., the fracture position was not the butt joint portion (joint portion), that is, the stir zone (SZ), the narrowly defined thermal processing affected zone (TMAZ), or the heat affected zone (HAZ)), it was evaluated as having excellent press workability. On the other hand, in cases other than the above, it was evaluated as having insufficient press workability. The results are shown in Table 3. When significant defects were confirmed in at least one of (I) and (II), the subsequent evaluations were omitted.
  • the steady portion here refers to the region where joining was performed when the joining speed reached the set value.
  • the range from the position 25 mm from the end of the tailored blank material on the joining start side to the position 25 mm from the end of the tailored blank material on the joining end side is the steady portion.
  • the end here refers to the end in the joining direction, and the same applies below.
  • the tailored blank material was cut in the plate thickness (vertical) direction so that the plane shown in FIG. 1 (i.e., the plane including the joining vertical direction and the thickness direction) was the observation surface, and three test pieces were taken.
  • the cut positions (observation surfaces) in the joining direction were set to a position 20 mm from the end of the steady part on the joining start side, a position 20 mm from the end of the steady part on the joining end side, and a position in the middle of the steady part, and the test pieces were taken so that the cut surfaces at the cutting positions were the observation surfaces.
  • (III) Erichsen Test The Erichsen value of the tailored blank material was measured in accordance with the Erichsen test method specified in JIS Z 2247 (2022). Specifically, a test piece was taken from the approximate center position of the tailored blank material so as to include the butt joint. Then, using an Erichsen tester, the height of plastic deformation up to the point where a crack occurs in the butt joint of the test piece, that is, the Erichsen value, was measured. The measured Erichsen value was then divided by the Erichsen value of the base steel plate closer to the crack occurrence position, and the value multiplied by 100 was calculated as the Erichsen value ratio.

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Abstract

薄鋼板を素材とする場合であっても高い生産性の下で低コストに製造することが可能であり、かつ、プレス加工性に優れるテーラードブランク材を提供する。突合せ継手部を、撹拌部と、撹拌部に隣接する熱加工影響部とを有するものとし、撹拌部を、厚さ方向に互いに隣接する上撹拌部および下撹拌部を有するものとし、そのうえで、次式（１）～（３）の関係を満足させる。　Ｐｊ　≧　０．９×ＰｂｍＬ・・・（１）　ＴｓｚＬ　≧　０．９×ＴｂｍＬ　・・・（２）　ＴｓｚＨ　≦　１．１×ＴｂｍＨ　・・・（３）

Description

テーラードブランク材、ならびに、テーラードブランク材の製造方法および製造設備
　本発明は、テーラードブランク材、ならびに、テーラードブランク材の製造方法および製造設備に関する。
　近年、自動車などの輸送機器分野では、ＣＯ２の排出量削減が喫緊の課題となっている。そのため、自動車の車体の一層の軽量化（以下、車体軽量化ともいう）が進められており、素材、構造および組立施工方法など多方面から様々な方策が検討されている。
　このような車体軽量化の方策の１つとして、自動車の構造部材へのテーラードブランク材の適用が検討されている。
　一般的に、自動車の構造部材は、単一の素材（鋼板）からなるブランク材をプレス加工して製造される。この場合、素材の板厚や形状は、プレス加工時に最も応力を受ける部位や要求特性のレベルが最も高い部位を基準にして決定される。そのため、自動車の構造部材は、部分的に過剰な強度や特性を有することになる。
　一方、テーラードブランク材では、例えば、高い強度が必要な部分にのみ高い強度の鋼板や板厚の厚い鋼板を配置し、その他の部分には、低い強度の鋼板や板厚の薄い鋼板を配置することができる。ここで、テーラードブランク材は、板厚や鋼種の異なる鋼板を接合したブランク材である。また、テーラードブランク材では、耐食性が必要な部分にのみ防錆鋼板を配置し、その他の部分には普通鋼板を配置することもできる。このように、テーラードブランク材では、１つのブランク材のなかで部位ごとに適切な特性を付与することができるので、部材の軽量化を図るうえで有利である。
　このようなテーラードブランク材に関する技術として、例えば、特許文献１には、
「板材を溶接した後にプレス成形を行うテーラードブランキングにおいて、板厚の異なる厚板と薄板とを突き合わせ、突き合わせ部にレーザビームを照射して溶融接合するに際し、レーザビーム照射側の段差（ｄｆ）と、厚板側の板厚（ｔ１）と、薄板側の板厚（ｔ２）と、平均板厚（ｔａｖｅ＝（ｔ１＋ｔ２）／２）との関係が、
　ｔａｖｅ・ｔａｎ１０≦ｄｆ≦ｔａｖｅ・ｔａｎ３０
を満足する範囲内となる段差（ｄｆ）にしてレーザビームを照射することを特徴とするレーザ溶接方法。」
が開示されている。
特許第３２３０２２８号 特表平０７－５０５０９０号公報 特開２００４－５０１８９号公報 特許第３２６１４３３号 特許第４８３８３８５号 特許第４８３８３８８号 特許第６８２５６３０号 特許第６７３７３４７号
　テーラードブランク材は、特許文献１に開示の技術のようにレーザ溶接法により素材となる鋼板（以下、被接合材ともいう）を接合して製造することが一般的である。レーザ溶接法は、溶接時の熱ひずみが小さいという利点を有する。また、レーザ溶接法は高エネルギー密度溶接であるため、溶け込みが深く、高速溶接が可能であるという利点を有する。
　ところで、車体軽量化の観点から、高強度化による鋼板の薄肉化、特には、板厚：２．５ｍｍ以下、特には、板厚：２．０ｍｍ未満の鋼板（以下、薄鋼板ともいう）の使用が進められている。
　上記のレーザ溶接法では、レーザ光がレンズによって絞られ、通常、被接合材上でのビーム直径が１ｍｍ以下になるように集光される。そのため、突合せ溶接を行う場合には、素材となる鋼板に、高い突合せ精度が要求される。
　鋼板の切断では、シャー切断を適用することが一般的である。しかし、シャー切断による切断面の精度は十分とはいえず、特に、薄鋼板の切断ではその傾向が顕著になる。そのため、シャー切断により所定の形状に切断した薄鋼板を突合せ、これらを被接合材としてレーザ溶接を行う場合、被接合材の端面（シャー切断による切断面）の突合せ精度が悪く、溶接欠陥が発生しやすい。また、ビームの焦点や狙い位置のずれが生じて、溶接不良を招き、継手強度にばらつきを生じさせる。
　そのため、薄鋼板を素材としてテーラードブランク材を製造する場合には、シャー切断による切断面の精整処理を行って被接合材の端面の突合せ精度を向上させたり、ビームの焦点や狙い位置の高精度な管理が必要となる。その結果、生産性の低下や製品の製造コストが嵩むという問題が生じる。また、レーザ溶接法では、被接合材とする鋼板の高強度化や高合金化に伴い、溶融・凝固時の不純物の偏析に起因する割れ（いわゆる、凝固割れ）や水素侵入に起因する割れ（いわゆる、水素割れ）が生じる場合もある。なお、上記した溶接欠陥や凝固割れ、水素割れは、いずれも、テーラードブランク材のプレス加工時に破壊の起点となるものである。
　本発明は、上記の問題を解決するために開発されたものであって、薄鋼板を素材とする場合であっても高い生産性の下で低コストに製造することが可能であり、かつ、プレス加工性に優れるテーラードブランク材を提供することを目的とする。
　また、本発明は、上記のテーラードブランク材の製造方法および製造設備を提供することを目的とする。
　さて、発明者らは、上記の目的を達成すべく、鋭意検討を重ねた。まず、発明者らは、薄鋼板を素材とするテーラードブランク材の製造に際し、レーザ溶接条件を調整することによって、上記の問題を解決できないか検討した。しかし、レーザ溶接条件の調整だけでは、上記の問題を有効に解決することはできなかった。
　そこで、発明者らは、薄鋼板を素材とするテーラードブランク材の製造に際し、レーザ溶接以外の接合方法を適用することを試みた。その結果、発明者らは以下の知見を得た。
（ａ）薄鋼板を素材とするテーラードブランク材の製造において、上記の問題を解決するためには、固相接合である摩擦撹拌接合の適用が有効である。ここで、摩擦撹拌接合とは、回転ツールと被接合材との摩擦熱、および、被接合材の塑性流動を利用した固相接合である。すなわち、回転ツールにより被接合材の未接合部（接合予定領域）を摩擦撹拌する。被接合材の未接合部が摩擦熱により加熱されると、塑性流動が開始する。そして、塑性流動域と母材部（母材鋼板）との界面が大きく伸長される。これにより、被接合材が溶融することなく接合部（以下、継手部または突合せ継手部ともいう）が形成される。
（ｂ）接合時の欠陥発生を抑制しつつ接合速度を高速度化する観点からは、いわゆる両面摩擦撹拌接合を適用することが有効である。なお、摩擦撹拌接合に関する技術が、例えば、特許文献２～８に開示されているが、これらはいずれも、テーラードブランク材の製造への適用に限定するものではない。
（ｃ）両面摩擦撹拌接合により製造したテーラードブランク材の突合せ継手部は、撹拌部（ＳＺ）と、該撹拌部に隣接する熱加工影響部（ＴＭＡＺ）とを有する。また、撹拌部は、テーラードブランク材の厚さ方向に互いに隣接する上撹拌部（Ｕ－ＳＺ）および下撹拌部（Ｌ－ＳＺ）とを有する。
（ｄ）ここで、プレス加工によりテーラードブランク材に引張変形が生じると、突合せ継手部、特に、熱加工影響部にひずみが集中し易く、当該部を起点とした割れが生じ易い。この点、次式（１）の関係を満足させることにより、引張変形が生じる場合の熱加工影響部を起点とした割れの発生を有効に防止できる。
　Ｐｊ　≧　０．９×ＰｂｍＬ・・・（１）
　ここで、
　Ｐｊは、突合せ継手部の単位接合長さ当りの最大引張荷重（Ｎ／ｍｍ）、
　ＰｂｍＬは、第１の母材鋼板および第２の母材鋼板の引張強さ（Ｎ／ｍｍ２）と板厚（ｍｍ）の積のうち、小さい方の値（Ｎ／ｍｍ）、
である。
（ｅ）また、テーラードブランク材の突合せ継手部の厚さが母材鋼板の板厚に比べて過度に薄くなる場合、プレス加工によりテーラードブランク材に引張変形が生じると、突合せ継手部、特に、撹拌部にひずみが集中し、割れが生じ易くなる。この点、次式（２）の関係を満足させることにより、突合せ継手部へのひずみの集中を低減して割れの発生を有効に防止できる。
　ＴｓｚＬ　≧　０．９×ＴｂｍＬ 　・・・（２）
　ここで、
　ＴｓｚＬは、突合せ継手部の厚さの最小値（ｍｍ）、
　ＴｂｍＬは、第１の母材鋼板および第２の母材鋼板の板厚のうち、薄い方の値（ｍｍ）、
である。
（ｆ）さらに、テーラードブランク材の突合せ継手部の厚さが母材鋼板の板厚に比べて過度に厚くなる場合、プレス加工によりテーラードブランク材に曲げ変形や張出し変形が生じると、突合せ継手部、特に、撹拌部に隣接する熱加工影響部にひずみが集中し、割れが生じ易くなる。この点、次式（３）の関係を満足させることにより、突合せ継手部へのひずみの集中を低減して割れの発生を有効に防止できる。
　ＴｓｚＨ　≦　１．１×ＴｂｍＨ　・・・（３）
　ここで、
　ＴｓｚＨは、突合せ継手部の厚さの最大値（ｍｍ）、
　ＴｂｍＨは、第１の母材鋼板および第２の母材鋼板の板厚のうち、厚い方の値（ｍｍ）、
である。なお、第１の母材鋼板の板厚と第２の母材鋼板の板厚が同じ場合には、ＴｂｍＬ＝ＴｂｍＨとなる。
（ｇ）加えて、上掲式（１）～（３）の関係を同時に満足するテーラードブランク材を製造するためには、両面摩擦撹拌接合の接合条件を適正に制御することが重要である。具体的には、
　回転ツールの肩部の直径Ｄ（ｍｍ）が、次式（４）の関係を満足し、かつ、
　回転ツールの回転数ＲＳ（回／分）、回転ツールの肩部の直径Ｄ（ｍｍ）および接合速度ＪＳ（ｍｍ／分）により表されるＲＳ×Ｄ３／ＪＳが、次式（５）の関係を満足する、
ことが重要である。
　４×ＴＪ　≦　Ｄ　≦　１０×ＴＪ　・・・（４）
　２００×ＴＪ　≦　ＲＳ×Ｄ３／ＪＳ　≦　２０００×ＴＪ　・・・（５）
　ここで、ＴＪは、第１の母材鋼板の板厚および第２の母材鋼板の板厚の平均値（ｍｍ）である。
　本発明は、上記の知見に基づき、さらに検討を加えて完成されたものである。
　すなわち、本発明の要旨構成は次のとおりである。
１．第１の母材鋼板と、第２の母材鋼板と、該第１の母材鋼板および該第２の母材鋼板を接合する突合せ継手部とをそなえる、テーラードブランク材であって、
　前記突合せ継手部は、撹拌部と、該撹拌部に隣接する熱加工影響部とを有し、
　前記撹拌部は、前記テーラードブランク材の厚さ方向に互いに隣接する上撹拌部および下撹拌部を有し、
　次式（１）～（３）の関係を満足する、テーラードブランク材。
　Ｐｊ　≧　０．９×ＰｂｍＬ・・・（１）
　ＴｓｚＬ　≧　０．９×ＴｂｍＬ 　・・・（２）
　ＴｓｚＨ　≦　１．１×ＴｂｍＨ　・・・（３）
　ここで、
　Ｐｊは、突合せ継手部の単位接合長さ当りの最大引張荷重（Ｎ／ｍｍ）、
　ＰｂｍＬは、第１の母材鋼板および第２の母材鋼板の引張強さ（Ｎ／ｍｍ２）と板厚（ｍｍ）の積のうち、小さい方の値（Ｎ／ｍｍ）、
　ＴｓｚＬは、突合せ継手部の厚さの最小値（ｍｍ）、
　ＴｓｚＨは、突合せ継手部の厚さの最大値（ｍｍ）、
　ＴｂｍＬは、第１の母材鋼板および第２の母材鋼板の板厚のうち、薄い方の値（ｍｍ）、
　ＴｂｍＨは、第１の母材鋼板および第２の母材鋼板の板厚のうち、厚い方の値（ｍｍ）、
である。
２．前記第１の母材鋼板および前記第２の母材鋼板の少なくとも一方の板厚が２．５ｍｍ以下である、前記１に記載のテーラードブランク材。
３．前記第１の母材鋼板および前記第２の母材鋼板の少なくとも一方の引張強さが９８０ＭＰａ以上である、前記１または２に記載のテーラードブランク材。
４．前記第１の母材鋼板の板厚と前記第２の母材鋼板の板厚とが異なる、前記１～３のいずかれに記載のテーラードブランク材。
５．第１の母材鋼板と第２の母材鋼板との突合せ部である未接合部に、互いに対向する一対の回転ツールを該未接合部の両面から互いに逆方向に回転させながら押圧し、
　前記回転ツールを接合方向に移動させることにより、前記第１の母材鋼板と前記第２の母材鋼板とを接合してテーラードブランク材を得る、工程を有し、
　前記回転ツールの肩部の直径Ｄ（ｍｍ）が、次式（４）の関係を満足し、かつ、
　前記回転ツールの回転数ＲＳ（回／分）、前記回転ツールの肩部の直径Ｄ（ｍｍ）および接合速度ＪＳ（ｍｍ／分）により表されるＲＳ×Ｄ３／ＪＳが、次式（５）の関係を満足する、テーラードブランク材の製造方法。
　４×ＴＪ　≦　Ｄ　≦　１０×ＴＪ　・・・（４）
　２００×ＴＪ　≦　ＲＳ×Ｄ３／ＪＳ　≦　２０００×ＴＪ　・・・（５）
　ここで、ＴＪは、第１の母材鋼板の板厚および第２の母材鋼板の板厚の平均値（ｍｍ）である。
６．前記第１の母材鋼板および前記第２の母材鋼板の少なくとも一方の板厚が２．５ｍｍ以下である、前記５に記載のテーラードブランク材の製造方法。
７．前記第１の母材鋼板および前記第２の母材鋼板の少なくとも一方の引張強さが９８０ＭＰａ以上である、前記５または６に記載のテーラードブランク材の製造方法。
８．前記第１の母材鋼板の板厚と前記第２の母材鋼板の板厚とが異なる、前記５～７のいずかれに記載のテーラードブランク材の製造方法。
９．前記１～４のいずれかに記載のテーラードブランク材の製造に用いる、テーラードブランク材の製造設備。
　本発明によれば、薄鋼板を素材とする場合であっても、高い生産性の下で低コストに、プレス加工性に優れるテーラードブランク材を製造することが可能になる。また、本発明のテーラードブランク材を、例えば、自動車の構造部材の素材に適用することによって、より有利に車体の軽量化、ひいてはＣＯ２の排出量の削減を実現することが可能となる。
本発明の一実施形態に従うテーラードブランク材の断面の一例を示す模式図である。 本発明の一実施形態に従うテーラードブランク材の製造方法の一例を説明する概略図（側面斜視図）である。 図２のＡ－Ａ矢視図である。 本発明の一実施形態に従うテーラードブランク材の製造方法で使用する回転ツールの形状の一例を示す模式図である。 本発明の一実施形態に従うテーラードブランク材の製造方法で使用する回転ツールの形状の一例を示す模式図である。
　本発明を、以下の実施形態に基づき説明する。
［１］テーラードブランク材
　まず、本発明の一実施形態に従うテーラードブランク材を、図１を用いて説明する。図１は、本発明の一実施形態に従うテーラードブランク材の一例（ｔ１＝ｔ２、ここでｔ１：第１の母材鋼板の板厚（ｍｍ）、ｔ２：第２の母材鋼板の板厚（ｍｍ）である。）の厚さ方向の断面図である。図中、符号１が第１の母材鋼板（被接合材）、２が第２の母材鋼板（被接合材）、４が突合せ継手部、４－１が撹拌部、４－２が上撹拌部、４－３が下撹拌部、４－４が熱加工影響部（第１の母材鋼板側）、４－５が熱加工影響部（第２の母材鋼板側）である。また、図中、鉛直方向がテーラードブランク材の厚さ方向（以下、単に厚さ方向ともいう）である。水平方向が、接合方向に垂直でかつ、厚さ方向に垂直な方向（以下、接合垂直方向ともいう）である。紙面に垂直な方向が、接合方向である。すなわち、図１に示す面（ここでいう厚さ方向の断面）内には、接合垂直方向と厚さ方向とが含まれる。なお、図１では、ｔ１＝ｔ２の例を示しているが、ｔ１およびｔ２の関係は、ｔ１＜ｔ２であっても、ｔ１＞ｔ２であってもよい。
　本発明の一実施形態に従うテーラードブランク材は、
　第１の母材鋼板と、第２の母材鋼板と、該第１の母材鋼板および該第２の母材鋼板の突合せ継手部とをそなえる、テーラードブランク材であって、
　前記突合せ継手部は、撹拌部と、該撹拌部に隣接する熱加工影響部とを有し、
　前記撹拌部は、厚さ方向に互いに隣接する上撹拌部および下撹拌部を有し、
　上掲式（１）～（３）の関係を満足する、というものである。
［第１の母材鋼板および第２の母材鋼板］
　第１の母材鋼板および第２の母材鋼板は、被接合材とする鋼板である。
　第１の母材鋼板および第２の母材鋼板の成分組成は、鋼板として一般的なものであればよく、特に限定されない。第１の母材鋼板および第２の母材鋼板の成分組成としては、質量％で、Ｃ：０．０１～０．７０％、Ｓｉ：０．０１～２．５％、Ａｌ：０．０１～２．５％、Ｍｎ：０．１～３．５％、Ｐ：０．１０％以下、Ｓ：０．０５％以下およびＮ：０．０２％以下であり、残部がＦｅおよび不可避的不純物である成分組成を例示できる。なお、上記の成分組成には、質量％で、任意に、Ｃｒ：１．０％以下、Ｍｏ：１．０％以下、Ｎｉ：１．０％以下、Ｃｕ：１．０％以下、Ｓｎ：０．０５％以下、Ｓｂ：０．０５％以下、Ｃａ：０．０２％以下、ＲＥＭ：０．０５％以下およびＭｇ：０．０２％以下からなる群から選ばれる少なくとも１種を含有させることができる。また、上記の成分組成を有する鋼板は、一般的な製造方法、例えば、熱間圧延や冷却圧延などの工程を経て製造することができる。なお、第１の母材鋼板と第２の母材鋼板の成分組成は、同じであっても、異なっていてもよい。
　また、第１の母材鋼板および第２の母材鋼板は、表面にめっき層を有する鋼板、いわゆるめっき鋼板であってもよい。めっき層としては、溶融亜鉛めっきや合金化溶融亜鉛めっきなどの亜鉛を主成分とする（亜鉛を５０質量％以上含有する）亜鉛めっき層や、アルミニウムを主成分とする（アルミニウムを５０質量％以上含有する）アルミニウムめっき層を例示できる。
　第１の母材鋼板および第２の母材鋼板の板厚は、０．６～３．２ｍｍが好ましい、また、第１の母材鋼板および第２の母材鋼板の少なくとも一方の板厚は、２．５ｍｍ以下が好ましく、２．０ｍｍ未満がより好ましい。特に、第１の母材鋼板および第２の母材鋼板の両方の板厚が２．５ｍｍ以下であることが好ましく、２．０ｍｍ未満であることがより好ましい。
　加えて、好適には、第１の母材鋼板および第２の母材鋼板の少なくとも一方の引張強さが９８０ＭＰａ以上である。上述したように、レーザ溶接法では、被接合材とする鋼板の高強度化や高合金化に伴い、溶融・凝固時の不純物の偏析に起因する割れ（いわゆる、凝固割れ）や水素侵入に起因する割れ（いわゆる、水素割れ）が生じる場合もある。そして、引張強さが９８０ＭＰａ以上の鋼板を被接合材とする場合、この傾向が強くなる。そのため、第１の母材鋼板および第２の母材鋼板の少なくとも一方の引張強さが９８０ＭＰａ以上の場合、特には、第１の母材鋼板および第２の母材鋼板の両方の引張強さが９８０ＭＰａ以上の場合、固相接合である両面摩擦撹拌接合法を適用することが特に有利となる。
［突合せ継手部］
　第１の母材鋼板と第２の母材鋼板とを接合する突合せ継手部は、撹拌部と、該撹拌部に隣接する熱加工影響部とから構成される。
　このうち、撹拌部は、回転ツールと被接合材との摩擦熱と被接合材の塑性流動とによって、母材鋼板と異なるミクロ組織となり、かつ、被接合材の塑性流動によるひずみによって後述する熱加工影響部と不連続な組織となった領域である。
　また、撹拌部は、厚さ方向に互いに隣接する上撹拌部および下撹拌部により構成される。ここで、上撹拌部は、図１の厚さ方向上側に位置する撹拌部である。上撹拌部は、鉛直方向上側に配置される回転ツールにより形成されるものともいえる。同様に、下撹拌部は、図１の厚さ方向下側に位置する撹拌部である。下撹拌部は、鉛直方向下側に配置される回転ツールにより形成されるものともいえる。
　熱加工影響部は、撹拌部に隣接して配置される、特には、撹拌部の外側に隣接して配置される。そして、熱加工影響部は、回転ツールと被接合材との摩擦熱や被接合材の塑性流動によって、母材鋼板と異なるミクロ組織となった領域である。
　なお、熱加工影響部には、いわゆる熱影響部も含むものとする。ここで、熱影響部は、被接合材の塑性流動によるひずみを受けないものの、回転ツールと被接合材との摩擦熱によって、母材鋼板と異なるミクロ組織を有する領域である。すなわち、熱加工影響部は、通常、被接合材の塑性流動によるひずみを受ける領域（以下、狭義の熱加工影響部ともいう）と塑性流動によるひずみを受けない領域である熱影響部とから構成される。また、通常、接合垂直方向において、撹拌部を中心として、撹拌部、狭義の熱加工影響部、熱影響部、母材鋼板の順の配置となる。
　また、撹拌部、熱加工影響部（狭義の熱加工影響部および熱影響部）ならびに母材鋼板は、以下のようにして画定する。
　すなわち、テーラードブランク材を、図１に示す面（すなわち、接合垂直方向と厚さ方向とが含まれる面）が切断面となるように、板厚（鉛直）方向に切断する。ついで、切断面を研磨し、ピクリン酸飽和水溶液、ナイタール（硝酸とエタノールの溶液）または王水（濃塩酸と濃硝酸を３：１の体積比で混合した溶液）でエッチングする。ついで、当該切断面を光学顕微鏡で観察しエッチングの度合いや形状、位置などから、撹拌部（上撹拌部および下撹拌部）、熱加工影響部および母材鋼板を画定する。
　撹拌部および熱加工影響部は、例えば、以下の特徴を考慮して判別することができる。
　撹拌部（ＳＺ）は、被接合材の塑性流動により母材鋼板のマクロ（倍率：５～１０倍）的な圧延組織が大きくひずむ、または、当該圧延組織から分断された組織となっている領域である。また、撹拌部は、接合中の加熱および冷却と高温での加工とにより母材鋼板とは異なるミクロ（倍率：１００～１０００倍）組織を有する。なお、撹拌部では、例えば、マクロ的な圧延組織のひずみの向きなどから、上撹拌部（Ｕ－ＳＺ）および下撹拌部（Ｌ－ＳＺ）がテーラードブランク材の厚さ方向に互いに隣接して配置されていることを確認することができる。
　熱加工影響部のうち、狭義の熱加工影響部（ＴＭＡＺ）は、撹拌部に隣接して存在し、母材鋼板のマクロ的な圧延組織と連続性を保ちつつも被接合材の塑性流動によるひずみが見られる領域である。また、狭義の熱加工影響部は、接合中の加熱および冷却と高温での加工とにより母材鋼板とは異なるミクロ組織を有する。
　熱加工影響部のうち、熱影響部（ＨＡＺ）は、狭義の熱加工影響部の外側（撹拌部と反対側）に隣接して存在し、母材鋼板のマクロ的な圧延組織と連続性を保ちつつも被接合材の塑性流動によるひずみが見られない領域である。また、熱影響部は、接合中の加熱および冷却と高温での加工とにより母材鋼板とは異なるミクロ組織を有する。
　そして、本発明の一実施形態に従うテーラードブランク材では、上掲式（１）～（３）の関係を満足させることが重要である。
Ｐｊ　≧　０．９×ＰｂｍＬ　・・・（１）
　プレス加工によりテーラードブランク材に引張変形が生じると、突合せ継手部、特に、熱加工影響部にひずみが集中し易く、当該部を起点とした割れが生じ易い。この点、上掲式（１）の関係を満足させることにより、突合せ継手部を起点とした割れの発生を有効に防止できる。そのため、上掲式（１）の関係を満足させる。Ｐｊは、好ましくは０．９５×ＰｂｍＬ以上、より好ましくは０．９９×ＰｂｍＬ以上である。Ｐｊの上限は特に限定されないが、例えば、Ｐｊは１．００×ＰｂｍＬ以下が好ましい。
　ここで、Ｐｊ（Ｎ／ｍｍ）は、以下のようにして求めればよい。
　すなわち、テーラードブランク材から、突合せ継手部の長手方向が試験片の長手方向と垂直となり、突合せ継手部が平行部の中央に位置するようにＪＩＳ　Ｚ　３１２１（２０１３）に規定する１号試験片と同じ形状の試験片を採取する。ついで、採取した試験片を用いてＪＩＳ　Ｚ　３１２１（２０１３）に準拠した引張試験を行い、最大試験力（Ｎ）を求める。そして、求めた最大試験力（Ｎ）を、試験片の平行部の幅（ｍｍ）で除した値を、Ｐｊ（Ｎ／ｍｍ）とする。
　また、第１の母材鋼板および第２の母材鋼板の引張強さは、ＪＩＳ　Ｚ　２２４１（２０２２）に準拠した引張試験を行って測定すればよい。例えば、第１の母材鋼板および第２の母材鋼板からそれぞれ、ＪＩＳ５号試験片を採取する。ついで、採取した試験片を用いて、クロスヘッド速度：１０ｍｍ／ｍｉｎの条件で引張試験を行い、引張強さを測定する。
ＴｓｚＬ　≧　０．９×ＴｂｍＬ　・・・（２）
　また、テーラードブランク材の突合せ継手部の厚さが母材鋼板の板厚に比べて過度に薄くなる場合、プレス加工によりテーラードブランク材に引張変形が生じると、突合せ継手部、特に、撹拌部にひずみが集中し、割れが生じ易くなる。この点、上掲式（２）の関係を満足させることにより、突合せ継手部へのひずみの集中を低減して割れの発生を有効に防止できる。そのため、上掲式（２）の関係を満足させる。ＴｓｚＬは、好ましくは０．９５×ＴｂｍＬ以上、より好ましくは０．９９×ＴｂｍＬ以上である。ＴｓｚＬの上限は特に限定されないが、例えば、ＴｓｚＬは１．００×ＴｂｍＬ以下が好ましい。
ＴｓｚＨ　≦　１．１×ＴｂｍＨ　・・・（３）
　さらに、テーラードブランク材の突合せ継手部の厚さが母材鋼板の板厚に比べて過度に厚くなる場合、プレス加工によりテーラードブランク材に曲げ変形や張出し変形が生じると、突合せ継手部、特に、撹拌部に隣接する熱加工影響部にひずみが集中し、割れが生じ易くなる。この点、上掲式（３）の関係を満足させることにより、突合せ継手部へのひずみの集中を低減して割れの発生を有効に防止できる。そのため、上掲式（３）の関係を満足させる。ＴｓｚＨは、好ましくは１．０５×ＴｂｍＨ以下、より好ましくは１．０３×ＴｂｍＨ以下である。ＴｓｚＨの下限は特に限定されないが、例えば、ＴｓｚＨは１．００×ＴｂｍＨ以上が好ましい。
　なお、ＴｓｚＬ、ＴｓｚＨ、ＴｂｍＬおよびＴｂｍＨは、例えば、以下のようにして測定すればよい。すなわち、テーラードブランク材を、図１に示す面（すなわち、接合垂直方向と厚さ方向とが含まれる面）が切断面となるように、板厚（鉛直）方向に切断する。そして、当該切断面において、ノギスなどを用いて、ＴｓｚＬ、ＴｓｚＨ、ＴｂｍＬおよびＴｂｍＨを測定する。
　また、本発明の一実施形態に従うテーラードブランク材は、第１の母材鋼板および第２の母材鋼板の少なくとも一方にさらに別の鋼板が接合されていてもよい。なお、別の鋼板との接合部は、上記と同様の突合せ継手部で構成してもよいし、その他の種類の継手（両面摩擦撹拌接合以外の接合方法によって形成された継手など）により構成してもよい。
［２］テーラードブランク材の製造方法
　次に、本発明の一実施形態に従うテーラードブランク材の製造方法を、説明する。
　本発明の一実施形態に従うテーラードブランク材の製造方法は、上述したように、両面摩擦撹拌接合により、第１の母材鋼板と第２の母材鋼板とを接合するものである。
　より具体的には、本発明の一実施形態に従うテーラードブランク材の製造方法は、第１の母材鋼板と第２の母材鋼板との突合せ部である未接合部に、互いに対向する一対の回転ツールを該未接合部の両面から互いに逆方向に回転させながら押圧し、
　該回転ツールを接合方向に移動させることにより、前記第１の母材鋼板と前記第２の母材鋼板とを接合してテーラードブランク材を得るものである。
　まず、被接合材とする第１の母材鋼板および第２の母材鋼板を準備する。例えば、目標とする形状に合わせて鋼板（または鋼帯）を切断し、被接合材とする第１の母材鋼板および第２の母材鋼板を準備する。切断方法は特に限定されず、例えば、シャー切断やレーザ切断を例示できる。シャー切断は、レーザ切断などに比べて突合せ精度が劣位な一方で、生産性や製造コストの点で非常に有利である。そのため、シャー切断が好ましい。切断条件は特に限定されず、常法に従えばよい。
　ついで、上記のようにして準備した第１の母材鋼板および第２の母材鋼板を突合せ、特には、両者の切断面同士を突合せ、両面摩擦撹拌接合を実施する。
　両面摩擦撹拌接合では、例えば、互いに対向する１対の回転ツール、回転ツールの駆動装置、把持装置および回転ツールの動作を制御する制御装置をそなえる両面摩擦撹拌接合装置を用いる。なお、制御装置では、例えば、回転ツールの傾斜角度α、回転ツールの先端部の位置および先端部（プローブ）同士の間の距離（以下、プローブ間の隙間ともいう）、回転ツールの肩部間の隙間（すなわち、厚さ方向における表面側回転ツールの肩部と裏面側回転ツールの肩部との離間距離）、接合速度、押込み荷重、回転ツールの回転数、ならびに、回転トルク等を制御する。
　そして、図２および図３に示すように、第１の母材鋼板と第２の母材鋼板の端面（突合せ面）を含む未接合部に、互いに対向する一対の回転ツールを、未接合部の両面から互いに逆方向に回転させながら押圧する。そして、その状態で、回転ツールを接合方向に移動させることにより、第１の母材鋼板と第２の母材鋼板とを接合する。図２は側面斜視図、図３は図２のＡ－Ａ矢視図である。図中、符号１が第１の母材鋼板（被接合材）、２が第２の母材鋼板（被接合材）、３－１が回転ツール（表面側回転ツール）、３－２が回転ツール（裏面側回転ツール）、４が突合せ継手部（接合部）、５－１および５－２が肩部（ショルダー）、６－１および６－２がプローブ（ピン）、７が把持装置、９－１および９－２が先端部である。なお、図２では把持装置の図示を省略している。また、図３では、鉛直方向が厚さ方向であり、水平方向が接合垂直方向であり、紙面手前側の方向が接合方向である。
　両面摩擦撹拌接合では、摩擦撹拌接合装置の回転ツールを、被接合材である第１の母材鋼板および第２の母材鋼板の両面にそれぞれに配置する。なお、第１の母材鋼板および第２の母材鋼板の表面側（鉛直方向上側）に配置される回転ツールを、表面側回転ツールと称し、第１の母材鋼板および第２の母材鋼板の裏面側（鉛直方向下側）に配置される回転ツールを、裏面側回転ツールと称する場合がある。第１の母材鋼板および第２の母材鋼板は、図中に示した接合中央線に平行となるように配置され、それぞれ把持装置で把持される。そして、接合中央線上に位置する未接合部（接合予定領域）、つまり、第１の母材鋼板の端部と第２の母材鋼板の端部との突合せ部の両面にそれぞれ、回転ツールを回転させながら押圧する。ついで、その状態で、回転ツールを接合方向に移動させる。これにより、回転ツールと被接合材である第１の母材鋼板および第２の母材鋼板との摩擦熱により該被接合材を軟化させる。そして、その軟化した部位を回転ツールで撹拌することにより、塑性流動を生じさせて、被接合材である第１の母材鋼板と第２の母材鋼板とを接合する。なお、接合が完了した部分には、突合せ継手部（接合部）が形成される。また、突合せ継手部では、撹拌部に隣接して熱加工影響部が配置される。また、両面撹拌接合により形成された突合せ継手部では、撹拌部は、表面側回転ツールにより形成された上撹拌部と、裏面側回転ツールにより形成された下撹拌部とにより構成される。上撹拌部および下撹拌部は、厚さ方向に互いに隣接する。
　そして、本発明の一実施形態に従うテーラードブランク材の製造方法では、接合方式として、上記の両面摩擦撹拌接合を適用する。そのうえで、
　回転ツールの肩部の直径Ｄ（ｍｍ）が、上掲式（４）の関係を満足し、かつ、
　回転ツールの回転数ＲＳ（回／分）、回転ツールの肩部の直径Ｄ（ｍｍ）および接合速度ＪＳ（ｍｍ／分）により表されるＲＳ×Ｄ３／ＪＳが、上掲式（５）の関係を満足する、
ことが重要である。これによって、上掲式（１）～（３）の関係を同時に満足するテーラードブランク材が製造される。
４×ＴＪ　≦　Ｄ　≦　１０×ＴＪ　・・・（４）
　回転ツールの肩部の直径Ｄ（以下、単に肩径Ｄともいう）を、未接合部の厚さに応じて適切に制御することにより、摩擦熱による温度上昇と、摩擦力によるせん断応力とを被接合材に有効に付与することができる。ここで、肩径Ｄが４×ＴＪ（ｍｍ）未満になると、十分な材料流動が得られない場合がある。一方、肩径Ｄが１０×ＴＪ（ｍｍ）を超えると、材料流動が生じる領域が不必要に広がり、接合部（突合せ継手部）に過大な熱量が投入される。これにより、接合部の強度低下を招く。その結果、上掲式（１）～（３）の関係を同時に満足するテーラードブランク材を得ることができなくなる。そのため、肩径Ｄについて、上掲式（４）の関係を満足させる。
２００×ＴＪ　≦　ＲＳ×Ｄ３／ＪＳ　≦　２０００×ＴＪ　・・・（５）
　ＲＳ×Ｄ３／ＪＳは、単位接合長さ当たりの発熱量と相関するパラメータである。そして、ＲＳ×Ｄ３／ＪＳの範囲を２００×ＴＪ～２０００×ＴＪとすることにより、摩擦熱による温度上昇と、摩擦力によるせん断応力とを被接合材に有効に付与することができる。ここで、ＲＳ×Ｄ３／ＪＳが２００×ＴＪ未満では、発熱量が不十分となる場合がある。そのため、第１の母材鋼板と第２の母材鋼板の合せ面に冶金的に接合された状態の接合界面を形成することができず、所定の関係を満足させることが困難となる場合がある。一方、ＲＳ×Ｄ３／ＪＳが２０００×ＴＪを超えると、摩擦撹拌による発熱量が過大となり、接合部に過大な熱量が投入される。これにより、接合部のピーク温度（最高到達温度）が上昇したり、冷却速度が低下したりして、接合部の強度が低下する。その結果、上掲式（１）～（３）の関係を同時に満足するテーラードブランク材を得ることができなくなる。そのため、所定の関係を満足する条件とする観点から、ＲＳ×Ｄ３／ＪＳは上掲式（５）の関係を満足させることが好ましい。ＲＳ×Ｄ３／ＪＳは、より好ましくは２８０×ＴＪ以上である。また、ＲＳ×Ｄ３／ＪＳは、より好ましくは１６００×ＴＪ以下である。
　なお、表面側回転ツールと裏面側回転ツールとで、回転ツールの回転数ＲＳや肩径Ｄが異なる場合には、表面側回転ツールおよび裏面側回転ツールのそれぞれで、上掲式（４）および（５）の関係を満足させる。
　また、本発明の一実施形態に従うテーラードブランク材の製造方法では、回転ツールの傾斜角度αが、次式（６）の関係を満足することが好ましい。
　０°＜ α ≦ ２°　・・・（６）
　ここで、αは、接合方向と厚さ方向（被接合材の表面に対して垂直な方向）とを含む面における、回転ツールの回転軸（以下、ツールの回転軸ともいう）の厚さ方向（被接合材の表面に対して垂直な方向）からの傾斜角度である。なお、回転ツールの先端部が接合方向に対して先行する向き（の角度）を＋とする。
　すなわち、回転ツールは、被接合材よりも硬い材質で形成される。しかし、セラミックなどの靭性に乏しい材料を使用した回転ツールにおいて、プローブに対して曲げ方向の力が負荷されると、局部的に応力が集中し、破壊に至るおそれがある。この点、ツールの回転軸を、厚さ方向からα（°）傾斜させ、プローブの先端を接合方向に対して先行させると、回転ツールに対する負荷を、回転軸方向に圧縮される分力として、回転ツールで受けることができる。これにより、曲げ方向の力を低減することができ、回転ツールの破壊を回避することができる。
　ここで、回転ツールの傾斜角度αが０°を超えると、上述の効果が得られる。しかし、回転ツールの傾斜角度αが２°を超えると、突合せ継手部の表裏面が凹形となりやすい。これにより、突合せ継手部の厚さの最小値が、母材鋼板の厚さに対して低下しやすくなる。その結果、継手強度に悪影響を及ぼし、プレス加工性の低下を招く場合がある。そのため、回転ツールの傾斜角度αは、表面側回転ツールと裏面側回転ツールの両方において、０°＜ α ≦ ２°の範囲とすることが好ましい。
　さらに、本発明の一実施形態に従うテーラードブランク材の製造方法では、回転ツールの肩部間の隙間Ｇ（ｍｍ）が次式（７）の関係を満足することが好ましい。
　０．５×ＴＪ－０．１×Ｄ×ｓｉｎα ≦ Ｇ ≦ ０．９×ＴＪ－０．１×Ｄ×ｓｉｎα　・・・（７）
　両面摩擦撹拌接合では、接合時の欠陥発生を抑制しつつ接合速度の高速度化を達成する観点から、回転ツールの肩部間の隙間Ｇ（以下、単に肩部間隙間Ｇともいう）を適切に制御することが有利である。なお、肩部間隙間Ｇは、厚さ方向における表面側回転ツールの肩部と裏面側回転ツールの肩部との離間距離ともいえる。特に、肩部間隙間Ｇが０．５×ＴＪ－０．１×Ｄ×ｓｉｎα～０．９×ＴＪ－０．１×Ｄ×ｓｉｎαの範囲内にあると、互いに対向する回転ツールの肩部が、被接合材の表面側および裏面側に密接または押し込まれる状態となる。その結果、被接合材が表面側および裏面側から回転ツールの肩部により十分な荷重で押圧され、接合時の欠陥発生を抑制しつつ接合速度の高速度化を達成するうえで有利になる。そのため、肩部間隙間Ｇは、０．５×ＴＪ－０．１×Ｄ×ｓｉｎα～０．９×ＴＪ－０．１×Ｄ×ｓｉｎαの範囲とすることが好ましい。
　また、上記以外の条件については、上掲式（１）～（３）の関係を同時に満足するテーラードブランク材が得られる条件であれば、特に限定されず、常法に従えばよい。
　例えば、回転ツールの回転数は、好ましくは３００～９０００ｒ／ｍｉｎである。回転ツールの回転数を当該範囲内とすることにより、表面形状を良好に保ちつつ過大な熱量の投入による機械特性の低下を抑制できるので、有利である。回転ツールの回転数は、より好ましくは４００ｒ／ｍｉｎ以上である。また、回転ツールの回転数は、より好ましくは８０００ｒ／ｍｉｎ以下である。
　接合速度は、好ましくは８００～５０００ｍｍ／ｍｉｎである。接合速度は、より好ましくは１０００ｍｍ／ｍｉｎ以上である。接合速度は、より好ましくは４０００ｍｍ／ｍｉｎ以下である。
　回転ツールの先端部の位置や押込み荷重、回転トルク、プローブ間の隙間などは、常法に従い、適宜、設定すればよい。
　なお、表面側回転ツールの回転方向と裏面側回転ツールの回転方向とを、被接合材の表面側（または裏面側）から見て逆方向とし、回転数を同じとすることが好ましい。これにより、表面側回転ツールと裏面側回転ツールから被接合材に加わる回転トルクを打ち消し合うことができる。その結果、一方の面から未接合部を押圧して接合する片面摩擦撹拌接合法と比較して、被接合材を拘束する治具の構造を簡略化することが可能となる。
　また、表面側回転ツールの回転方向と裏面側回転ツールの回転方向とを、被接合材の表面側（または裏面側）から見て同方向とすると、一方の回転ツールに対する他方の回転ツールの相対速度はゼロに近づく。その結果、被接合材の塑性流動が均質状態に近づき塑性変形も小さくなる。そのため、材料の塑性変形による発熱も得られなくなるので、良好な接合状態を達成することが難しくなる。よって、良好な接合状態を達成するのに十分な温度上昇とせん断応力を被接合材の厚さ方向に対して均質的に得る観点から、表面側回転ツールの回転方向と裏面側回転ツールの回転方向とを、被接合材の表面側（または裏面側）から見て逆方向とする。
　また、本発明の一実施形態に従うテーラードブランク材の製造方法に使用する回転ツールについても、上掲式（１）～（３）の関係を同時に満足するテーラードブランク材が得られれば、特に限定されない。
　例えば、回転ツールの先端部は、接合時に被接合材である第１の母材鋼板および第２の母材鋼板と接触する。そのため、回転ツールの先端部は、接合時に晒される高温状態において、第１の母材鋼板および第２の母材鋼板よりも硬い材質で形成される。これにより、接合時に回転ツールは、先端部の形状を保持したまま、第１の母材鋼板および第２の母材鋼板に変形を加えることができる。その結果、高い撹拌能を持続的に実現することができ、適正な接合が可能となる。なお、回転ツールの先端部、第１の母材鋼板および第２の母材鋼板の硬さは、高温ビッカース硬さ試験方法により測定して、比較すればよい。また、回転ツールの先端部のみを、第１の母材鋼板および第２の母材鋼板よりも硬い材質で形成してもよい。回転ツール全体を、第１の母材鋼板および第２の母材鋼板よりも硬い材質で形成してもよい。
　図４および５に、本発明の一実施形態に従うテーラードブランク材の製造方法で使用する回転ツールの例をそれぞれ示す。図中、符号５が肩部、６がプローブ、８が外周部である。図４および５に示すように、回転ツールは、回転ツールの先端部が、肩部（図中の肩径で示される範囲）と、該肩部に配置され、該肩部と回転軸を共有するプローブ（図中のプローブ径で示される範囲）と、をそなえる。
　図４に示す回転ツールの例では、回転ツールの形状は、ツール径：２５ｍｍ、プローブ径：４ｍｍ、肩径：１２ｍｍ、外周部幅：６．５ｍｍ、プローブ長さ：０．２ｍｍ、外周部のテーパ角度θ：１５°である。
　図５に示す回転ツールの例では、回転ツールの形状は、ツール径：２５ｍｍ、プローブ径：６．７ｍｍ、肩径：２０ｍｍ、外周部幅：２．５ｍｍ、プローブ長さ：０．７ｍｍ、外周部のテーパ角度θ：１５°である。
　一般的な回転ツールの先端部は、肩部とプローブとからなる。肩部は、略平面または緩やかな曲面により形成された平坦な形状を呈する。肩部は、接合時に回転しながら、第１の母材鋼板および第２の母材鋼板と接触し、摩擦熱を発生させる機能を有する。また、肩部は、熱により軟化した部位を押圧することで材料の離散を防止し、回転方向への塑性流動を促進させる機能を有する。プローブは、肩部と不連続な形状となり、被接合材（図示せず）へ向けて略垂直に突出した形状を呈する。プローブは、接合時に、第１の母材鋼板および第２の母材鋼板の軟化部において厚さ方向へ侵入することにより、厚さ中心部近傍の撹拌能を向上させる機能を有する。また、プローブは、通常、肩部の中心に位置する。
　肩径Ｄ（ｍｍ）は、上掲式（４）および（５）の関係を満足するものとすればよい。また、回転ツールのピン径およびピン長さなども特に限定されず、常法に従い、適宜設定すればよい。例えば、第１の母材鋼板の板厚と第２の母材鋼板の板厚が異なる場合に突合せ接合する際には、第１の母材鋼板の板厚と第２の母材鋼板の板厚の平均値を考慮し、常法に従った回転ツールのピン径およびピン長さなどを設定すればよい。
　また、被接合材とする第１の母材鋼板と第２の母材鋼板の板厚が異なる場合には、図４および５に示すように、先端部としてさらに肩部の周縁に隣接する外周部を有し、該外周部がテーパ形状である回転ツールを用いることが好適である。
　摩擦撹拌接合では、接合時に被接合材が軟化した部分において回転ツールが厚さ方向中心近傍まで侵入する。ここで、板厚の異なる被接合材を突合せ接合する場合には、被接合材の少なくとも一方の面において段差が生じる。この段差を回転ツールの通過時に平滑にするには、回転ツールの回転軸を接合垂直方向（特には、板厚が小さい方の被接合材側）に傾斜させるなどの措置が必要となる。しかし、被接合材が高強度鋼板、特に引張強さ：９８０ＭＰａ以上の鋼板である場合には、回転ツールの接合垂直方向への傾斜により大きな負荷が生じるので、適正なビードを形成することが困難となる場合がある。また、回転ツールの破損を招いたり、回転ツールを設置する装置の剛性を極めて高くする必要があるなどの問題もある。
　この点、肩部の周縁に隣接して配置される外周部をテーパ形状とすることにより、回転ツールの回転軸を接合垂直方向へ傾斜させずとも、被接合材の段差は回転ツールの通過時に平滑になり、適正なビードが形成される。その結果、被接合材となる第１の母材鋼板と第２の母材鋼板の板厚が互いに異なる場合であっても、適正なビード、ひいては上掲式（１）～（３）を満足するテーラードブランク材が得られる。また、同時に、接合速度を高速度化することも可能となる。
　ここで、外周部は、回転ツールの先端部において回転ツールの肩部の周縁～回転ツールの周方向端部までの領域（ドーナツ状の領域）として画定する。また、外周部の幅は、回転ツール径（ｍｍ）×０．０５～回転ツール径（ｍｍ）×０．３５の範囲とすることが好ましい。
　また、上記の効果を得る観点から、外周部のテーパ角度θは２～４５°とすることが好ましい。ここで、外周部のテーパ角度θが２°よりも小さい場合には、回転ツールの通過時に被接合材の段差を平滑にする能力が低下するおそれがある。また、回転ツールの外周部に大きな応力がかかることで、回転ツールが破損するリスクが高くなる。一方、外周部のテーパ角度θが４５°よりも大きい場合には、外周部と被接合材との接触面積が減少する。これにより、接合能力が低下するおそれがある。そのため、外周部のテーパ角度θは２～４５°とすることが好ましい。外周部のテーパ角度θは、より好ましくは８°以上である。また、外周部のテーパ角度θは、より好ましくは２０°以下である。
　ここで、外周部のテーパ角度θとは、回転ツールを側面視した断面（回転軸を含み、かつ、回転軸に平行な断面）において、回転ツールの肩部の周縁と回転ツールの周方向端部とを結ぶ直線と、回転軸に垂直な直線とがなす角である。なお、先端面の断面（回転軸を含み、かつ、回転軸に平行な断面）における外周部の形状は、特に限定されない。先端面の断面における外周部の形状は、直線（線分）や連続な曲線などを例示できるが、なかでも直線（線分）とすることが好ましい。
　上記以外の条件については特に限定されず、常法に従えばよい。
［３］テーラードブランク材の製造設備
　次に、本発明の一実施形態に従うテーラードブランク材の製造設備を、説明する。
　本発明の一実施形態に従うテーラードブランク材の製造設備は、上記［１］のテーラードブランク材の製造に用いるものである。本発明の一実施形態に従うテーラードブランク材の製造設備は、例えば、両面摩擦撹拌接合装置を有する製造設備や、鋼板の切断装置と両面摩擦撹拌接合装置とを有する製造設備が挙げられる。
　鋼板の切断装置の態様は、鋼板を所望形状に切断して被接合材（第１の母材鋼板および第２の母材鋼板）が得られるものであれば、特に限定されない。このような鋼板の切断装置として、シャー切断機を例示できる。シャー切断機は、レーザ切断機などに比べて、生産性や製造コストの点で非常に有利である。シャー切断機は、例えば、パンチ（上刃）と、ポンチ（下刃）と、パンチの駆動装置とを有する。駆動装置の駆動方式は特に限定されず、例えば、電動駆動方式によればよい。
　また、両面摩擦撹拌接合装置の態様も、特に限定されない。
　両面摩擦撹拌接合装置は、例えば、
　被接合材を把持する、把持装置と、
　互いに対向する一対の回転ツールと、
　前記回転ツールの回転と接合方向への移動とを可能とする駆動装置と、
をそなえる。
　把持装置の態様としては、例えば、
・可動把持部材と、該可動把持部材のスライド装置と、を有するもの、および、
・固定把持部材と、可動把持部材と、該可動把持部材のスライド装置と、を有するもの、
が挙げられる。
　回転ツールの態様は、上記［２］で例示したとおりである。
　回転ツールの駆動装置の態様としては、回転ツールの回転駆動部と、回転ツールの接合方向への移動装置とを有するものが挙げられる。回転駆動部および移動装置の駆動方式は特に限定されず、例えば、電動駆動方式によればよい。
　両面摩擦撹拌接合装置は、さらに、把持装置および回転ツールの駆動装置のうちの少なくとも一方の動作を制御する制御装置を有していてもよい。制御装置の態様としては、各種設定値などのデータを入力する入力部と、入力されたデータを演算処理する演算部と、データ等を記憶する記憶装置と、演算部での演算処理結果に基づき、把持装置および回転ツールの駆動装置への動作信号を出力する出力部と、を有するものが挙げられる。制御装置では、例えば、回転ツールの傾斜角度α、回転ツールの先端部の位置およびプローブ間の隙間、回転ツールの肩部間の隙間、接合速度、押込み荷重、回転ツールの回転数、ならびに、回転トルク等を制御する。
　なお、上記以外の装置構成については特に限定されず、従来公知の装置構成を適宜採用すればよい。
　以下、本発明の作用および効果について、実施例を用いて説明する。なお、本発明は以下の実施例に限定されない。
　表１に示す板厚および成分組成（残部はＦｅおよび不可避的不純物）を有する鋼板をシャー切断機により０．２ｍ×０．５ｍのサイズに切断し、被接合材となる第１の母材鋼板および第２の母材鋼板を準備した。ついで、表２に記載の組み合わせにより第１の母材鋼板および第２の母材鋼板の切断面の長辺側同士を突合せ、これらを被接合材として表２に記載の条件の両面摩擦撹拌接合を行い、テーラードブランク材を製造した。接合長さはいずれも０．５ｍとした。ここで、開先は、被接合材である２枚の母材鋼板の端面に開先角度をつけないいわゆるＩ型開先した。なお、表１に、第１の母材鋼板および第２の母材鋼板として使用した鋼板の引張強さ、ビッカース硬さおよびエリクセン値を併記している。ここで、引張強さは、上述の方法により測定したものである。また、エリクセン値は、ＪＩＳ　Ｚ　２２４７（２０２２）で規定するエリクセン試験方法に準拠して測定した値である。なお、明記していない条件については、常法に従い、設定した。
　上記の両面摩擦撹拌接合では、図２のように、鉛直方向上側に配置する表面側回転ツールの回転方向を鉛直方向上側から見て時計回りに回転させ、鉛直方向下側に配置する裏面側回転ツールを鉛直方向上側から見て反時計回りに回転させた。すなわち、それぞれの回転ツールの先端部を正面視した状態では、どちらも反時計回りに回転させた。また、図４および５に示した断面寸法および形状の回転ツールのいずれかを用いた。また、表面側回転ツールと裏面側回転ツールは、同じ断面寸法および形状の回転ツールを用いた。なお、これらの回転ツールはいずれも、被接合材よりも硬いビッカース硬さＨＶ１０９０の炭化タングステン（ＷＣ）を素材としたものである。
　ついで、製造したテーラードブランク材の突合せ継手部を上記の要領で観察し、撹拌部および熱加工影響部を画定した。製造したテーラードブランク材の突合せ継手部はいずれも、図１のように、撹拌部および熱加工影響部を有するものであった。また、撹拌部は、厚さ方向に互いに隣接する上撹拌部および下撹拌部を有するものであった。熱加工影響部は、狭義の熱加工影響部および熱影響部を有するものであった。そして、製造したテーラードブランク材について、上記の要領で、Ｐｊ（Ｎ／ｍｍ）、ＴｓｚＬ（ｍｍ）およびＴｓｚＨ（ｍｍ）を求めた。また、これらの結果を、ＰｂｍＬ（Ｎ／ｍｍ）、ＴｂｍＬ（ｍｍ）およびＴｂｍＨ（ｍｍ）とともに表３に併記する。なお、表３には、Ｐｊを求める際に行ったＪＩＳ　Ｚ　３１２１（２０１３）に準拠した引張試験において最大試験力（Ｎ）を付加したときの破断位置も記載している。また、比較例４については、以下の（Ｉ）表面欠陥の有無の確認において有意な表面欠陥が確認されたため、ＴｓｚＬ（ｍｍ）およびＴｓｚＨ（ｍｍ）の測定を省略した。
　また、製造したテーラードブランク材について、以下の要領で、（Ｉ）表面欠陥の有無の確認、（ＩＩ）内部欠陥の有無の確認および（ＩＩＩ）エリクセン試験を行った。そして、（Ｉ）～（ＩＩＩ）が全て合格であり、かつ、上記のＪＩＳ　Ｚ　３１２１（２０１３）に準拠した引張試験において最大試験力（Ｎ）を付加したときの破断位置が、第１の母材鋼板または第２の母材鋼板である（すなわち、当該破断位置が、突合せ継手部（接合部）、つまり、撹拌部（ＳＺ）、狭義の熱加工影響部（ＴＭＡＺ）および熱影響部（ＨＡＺ）ではない）場合、プレス加工性に優れると評価した。一方、上記以外の場合には、プレス加工性が不十分であると評価した。
　結果を表３に併記する。なお、（Ｉ）および（ＩＩ）の少なくとも一方において、有意な欠陥が確認された場合には、以降の評価を省略した。
（Ｉ）表面欠陥の有無
　テーラードブランク材の突合せ継手部の定常部において、表面欠陥の有無を確認した。ここで、表面欠陥の有無は、塑性流動不足による溝状の未接合状態（以下、未接合状態ともいう）、および、突合せ継手部での凹部（以下、凹部ともいう）の有無を目視により確認することで行った。ついで、上記の未接合状態および凹形が確認された場合には、その深さＤｄ（ｍｍ）をレーザ変位計により測定した。そして、以下の基準で表面欠陥の有無を判定した。評価結果を表３に併記する。なお、ここでいう定常部とは、接合速度が設定値に到達した状態で接合を行った領域である。通常、接合方向において、接合開始側のテーラードブランク材端部から２５ｍｍの位置～接合終了側のテーラードブランク材端部から２５ｍｍの位置の範囲は定常部となる。また、ここでいう端部は、接合方向の端部であり、以下も同じである。
＜判定基準＞
　欠陥無し（合格、特に優れる）：未接合状態および凹部がいずれも確認されない。
　軽微な欠陥有り（合格）：未接合状態および凹部のいずれかが確認されるものの、当該欠陥のＤｄ／ＴｂｍＬがいずれも０．１以下である。
　有意な欠陥有り（不合格）：Ｄｄ／ＴｂｍＬが０．１超の未接合状態および凹部、ならびに、表面から裏面に貫通している未接合状態の少なくとも１つが確認される。
（ＩＩ）内部欠陥の有無
　テーラードブランク材の突合せ継手部の定常部において、内部欠陥の有無を確認した。具体的には、図１に示す面（すなわち、接合垂直方向と厚さ方向とが含まれる面）が観察面となるように、テーラードブランク材を板厚（鉛直）方向に切断し、３枚の試験片を採取した。なお、接合方向における切断位置（観察面）は、接合開始側の定常部端部から２０ｍｍの位置、接合終了側の定常部端部から２０ｍｍの位置、および、定常部の中間位置とし、当該切断位置での切断面が観察面となるように試験片を採取した。ついで、得られた試験片の観察面を、光学顕微鏡（倍率：１０倍）で観察した。そして、以下の基準により、内部欠陥の有無を判定した。
＜判定基準＞
　欠陥無し（合格、特に優れる）：３枚の試験片全てにおいて、トンネル状になった未接合状態が確認されない。
　軽微な欠陥あり（合格）：３枚の試験片のうち、１枚の試験片において、トンネル状になった未接合状態が確認される。
　有意な欠陥あり（不合格）：３枚の試験片のうち、２枚以上の試験片において、トンネル状になった未接合状態が確認される。
（ＩＩＩ）エリクセン試験
　テーラードブランク材のエリクセン値を、ＪＩＳ　Ｚ　２２４７（２０２２）で規定するエリクセン試験方法に準拠して測定した。具体的には、テーラードブランク材の略中心位置から突合せ継手部が含まれるように試験片を採取した。ついで、エリクセン試験機を用いて、試験片の突合せ継手部において亀裂が発生する時点までの塑性変形された高さ、すなわち、エリクセン値を測定した。そして、測定したエリクセン値を、亀裂発生位置に近い方の母材鋼板のエリクセン値で除し、１００を乗じた値を、エリクセン値の比率として算出した。そして、算出したエリクセン値の比率により以下の基準で合否を判定した。表３にエリクセン値、亀裂発生位置およびエリクセン値の比率を併記する。
　合格：エリクセン値の比率が８５％以上
　不合格：エリクセン値の比率が８５％未満
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000004
　表３に示したように、発明例ではいずれも、切断加工ままの薄鋼板を素材とするテーラードブランク材において、優れたプレス加工性が得られていた。すなわち、薄鋼板を素材とする場合であっても高い生産性の下で低コストに製造することが可能であり、かつ、プレス加工性に優れるテーラードブランク材が得られた。
　一方、比較例では、切断加工ままの薄鋼板を素材とするテーラードブランク材において、十分なプレス加工性が得られなかった。
　１　第１の母材鋼板（被接合材）
　２　第２の母材鋼板（被接合材）
　３－１　回転ツール（表面側回転ツール）
　３－２　回転ツール（裏面側回転ツール）
　４　突合せ継手部（接合部）
　４－１　撹拌部
　４－２　上撹拌部
　４－３　下撹拌部
　４－４、４－５　熱加工影響部
　５、５－１、５－２　肩部
　６、６－１、６－２　プローブ（ピン）
　７　把持装置
　８　外周部
　９－１、９－２　先端部

Claims (12)

  1. 　第１の母材鋼板と、第２の母材鋼板と、該第１の母材鋼板および該第２の母材鋼板を接合する突合せ継手部とをそなえる、テーラードブランク材であって、
    　前記突合せ継手部は、撹拌部と、該撹拌部に隣接する熱加工影響部とを有し、
    　前記撹拌部は、前記テーラードブランク材の厚さ方向に互いに隣接する上撹拌部および下撹拌部を有し、
    　次式（１）～（３）の関係を満足する、テーラードブランク材。
    　Ｐｊ　≧　０．９×ＰｂｍＬ・・・（１）
    　ＴｓｚＬ　≧　０．９×ＴｂｍＬ 　・・・（２）
    　ＴｓｚＨ　≦　１．１×ＴｂｍＨ　・・・（３）
    　ここで、
    　Ｐｊは、突合せ継手部の単位接合長さ当りの最大引張荷重（Ｎ／ｍｍ）、
    　ＰｂｍＬは、第１の母材鋼板および第２の母材鋼板の引張強さ（Ｎ／ｍｍ２）と板厚（ｍｍ）の積のうち、小さい方の値（Ｎ／ｍｍ）、
    　ＴｓｚＬは、突合せ継手部の厚さの最小値（ｍｍ）、
    　ＴｓｚＨは、突合せ継手部の厚さの最大値（ｍｍ）、
    　ＴｂｍＬは、第１の母材鋼板および第２の母材鋼板の板厚のうち、薄い方の値（ｍｍ）、
    　ＴｂｍＨは、第１の母材鋼板および第２の母材鋼板の板厚のうち、厚い方の値（ｍｍ）、
    である。
  2. 　前記第１の母材鋼板および前記第２の母材鋼板の少なくとも一方の板厚が２．５ｍｍ以下である、請求項１に記載のテーラードブランク材。
  3. 　前記第１の母材鋼板および前記第２の母材鋼板の少なくとも一方の引張強さが９８０ＭＰａ以上である、請求項１に記載のテーラードブランク材。
  4. 　前記第１の母材鋼板および前記第２の母材鋼板の少なくとも一方の引張強さが９８０ＭＰａ以上である、請求項２に記載のテーラードブランク材。
  5. 　前記第１の母材鋼板の板厚と前記第２の母材鋼板の板厚とが異なる、請求項１～４のいずかれに記載のテーラードブランク材。
  6. 　第１の母材鋼板と第２の母材鋼板との突合せ部である未接合部に、互いに対向する一対の回転ツールを該未接合部の両面から互いに逆方向に回転させながら押圧し、
    　前記回転ツールを接合方向に移動させることにより、前記第１の母材鋼板と前記第２の母材鋼板とを接合してテーラードブランク材を得る、工程を有し、
    　前記回転ツールの肩部の直径Ｄ（ｍｍ）が、次式（４）の関係を満足し、かつ、
    　前記回転ツールの回転数ＲＳ（回／分）、前記回転ツールの肩部の直径Ｄ（ｍｍ）および接合速度ＪＳ（ｍｍ／分）により表されるＲＳ×Ｄ３／ＪＳが、次式（５）の関係を満足する、テーラードブランク材の製造方法。
    　４×ＴＪ　≦　Ｄ　≦　１０×ＴＪ　・・・（４）
    　２００×ＴＪ　≦　ＲＳ×Ｄ３／ＪＳ　≦　２０００×ＴＪ　・・・（５）
    　ここで、ＴＪは、第１の母材鋼板の板厚および第２の母材鋼板の板厚の平均値（ｍｍ）である。
  7. 　前記第１の母材鋼板および前記第２の母材鋼板の少なくとも一方の板厚が２．５ｍｍ以下である、請求項６に記載のテーラードブランク材の製造方法。
  8. 　前記第１の母材鋼板および前記第２の母材鋼板の少なくとも一方の引張強さが９８０ＭＰａ以上である、請求項６に記載のテーラードブランク材の製造方法。
  9. 　前記第１の母材鋼板および前記第２の母材鋼板の少なくとも一方の引張強さが９８０ＭＰａ以上である、請求項７に記載のテーラードブランク材の製造方法。
  10. 　前記第１の母材鋼板の板厚と前記第２の母材鋼板の板厚とが異なる、請求項６～９のいずかれに記載のテーラードブランク材の製造方法。
  11. 　請求項１～４のいずれかに記載のテーラードブランク材の製造に用いる、テーラードブランク材の製造設備。
  12. 　請求項５に記載のテーラードブランク材の製造に用いる、テーラードブランク材の製造設備。
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Citations (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2013000761A (ja) * 2011-06-15 2013-01-07 Furukawa-Sky Aluminum Corp 摩擦攪拌接合用の回転接合ツール、ならびに、これを用いた摩擦攪拌接合方法
WO2015068386A1 (ja) * 2013-11-07 2015-05-14 Ｊｆｅスチール株式会社 高強度鋼板の摩擦撹拌接合方法
JP2020124739A (ja) * 2019-02-06 2020-08-20 Ｊｆｅスチール株式会社 両面摩擦攪拌接合方法および両面摩擦攪拌接合装置
JP2021045793A (ja) * 2017-08-01 2021-03-25 Ｊｆｅスチール株式会社 金属板の両面摩擦撹拌接合方法および両面摩擦撹拌接合装置
JP2021053700A (ja) * 2019-09-25 2021-04-08 Ｊｆｅスチール株式会社 両面摩擦撹拌接合用回転ツール及び両面摩擦撹拌接合方法

Patent Citations (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2013000761A (ja) * 2011-06-15 2013-01-07 Furukawa-Sky Aluminum Corp 摩擦攪拌接合用の回転接合ツール、ならびに、これを用いた摩擦攪拌接合方法
WO2015068386A1 (ja) * 2013-11-07 2015-05-14 Ｊｆｅスチール株式会社 高強度鋼板の摩擦撹拌接合方法
JP2021045793A (ja) * 2017-08-01 2021-03-25 Ｊｆｅスチール株式会社 金属板の両面摩擦撹拌接合方法および両面摩擦撹拌接合装置
JP2020124739A (ja) * 2019-02-06 2020-08-20 Ｊｆｅスチール株式会社 両面摩擦攪拌接合方法および両面摩擦攪拌接合装置
JP2021053700A (ja) * 2019-09-25 2021-04-08 Ｊｆｅスチール株式会社 両面摩擦撹拌接合用回転ツール及び両面摩擦撹拌接合方法

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