JP2005272988A - 形状凍結性に優れた低降伏比型高強度熱延鋼板とその製造方法 - Google Patents
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Abstract
【解決手段】 ミクロ組織が、フェライトまたはベイナイトを体積分率最大の相とし、体積分率で1%以上25%以下のマルテンサイトを含む複合組織鋼であり、少なくとも1/2板厚における板面の、{100}<011>〜{223}<110>方位群のX線ランダム強度比の平均値が2.5以上、{554}<225>、{111}<112>および{111}<110>の3つの結晶方位のX線ランダム強度比の平均値が3.5以下、{100}<011>X線反射ランダム強度比が{211}<011>X線ランダム強度比以上、および、{100}<011>X線反射ランダム強度比が2.5以上の全てを満足し、かつ、圧延方向のr値および圧延方向と直角方向のr値のうち少なくとも1つが0.7以下であり、さらに、均一伸びの異方性ΔuElが4%以下、局部伸びの異方性△LElが2%以上で、かつ、ΔuElがLEl以下であることを特徴とする形状凍結性に優れた低降伏比型高強度熱延鋼板。
【選択図】 なし
Description
(1){100}<011>〜{223}<110>方位群のX線ランダム強度比の平 均値が2.5以上、
(2){554}<225>、{111}<112>および{111}<110>の3 つの結晶方位のX線ランダム強度比の平均値が3.5以下、
(3){100}<011>X線反射ランダム強度比が{211}<011>X線ラン ダム強度比以上、および、
(4){100}<011>X線反射ランダム強度比が2.5以上
の全てを満足し、かつ、圧延方向のr値および圧延方向と直角方向のr値のうち少なくとも1つが0.7以下であり、さらに、均一伸びの異方性ΔuElが4%以下、局部伸びの異方性△LElが2%以上、かつ、ΔuElがΔLEl以下であることを特徴とする形状凍結性に優れた低降伏比型高強度熱延鋼板。
uEl(45°)|}/2
△LEl={|LEl(L)−LEl(45°)|+|LEl(C)−
LEl(45°)|}/2
圧延方向と平行(L方向)、垂直(C方向)、および、45°方向の均一伸びを、それぞれ、uEl(L)、uEl(C)、および、uEl(45°)とし、圧延方向と平行(L方向)、垂直(C方向)、および、45°方向の局部伸びを、それぞれ、LEl(L)、LEl(C)、および、LEl(45°)とする。
C;0.02%以上0.3%以下
を含み、
Mn;0.05%以上3%以下、
Ni;3%以下、
Cr;3%以下、
Cu;3%以下、
Mo;1%以下、
Co;3%以下、
Sn;0.2%以下
でかつこれらの1種または2種以上を合計で0.1%以上3.5%以下含み、
Si;3%以下、
Al;3%以下
でかつこれらの一方または双方を合計で0.02%以上3%以下含み、
残部がFeおよび不可避的不純物からなることを特徴とする前記(1)記載の形状凍結性に優れた低降伏比型高強度熱延鋼板。
TFS≦1100℃ (2)
△ε ≧(TFS−TFE)/375 (3)
20℃≦(TFS−TFE)≦120℃ (4)
To=−650.4×{C%/(1.82×C%−0.001)}+B (5)
ここで、Bは質量%で表現した鋼の成分より求まる。
Mneq=Mn%+0.24×Ni%+0.13×Si%+0.38×Mo%
+0.55×Cr%+0.16×Cu%−0.50×Al%
−0.45×Co%+0.90×V%
ただし、
Ar3=901−325×C%+33×Si%+287×P%+40×Al%
−92×(Mn%+Mo%+Cu%)−46×(Cr%+Ni%)
△εは、圧延を行うn段の仕上げ圧延の各スタンドで与えられる相当歪εi(iは1〜n)と各スタンド間の時間ti(秒)(i=1〜n−1)、最終スタンドから冷却開始までの時間tn(秒)、各スタンドでの圧延温度Ti(K)(i=1〜n)、および、常数R=1.987により求まる。
ただし △εi=εi×exp{−(ti*/τn)2/3}
τi=8.46×10-9×exp{43800/R/Ti}
ti*=τn×{ti/τi+t(i+1)/τ(i+1)+・・+tn/τn}
板厚中心位置での板面のX線回折を行い、ランダム試料に対する各方位の強度比を求めたときの、{100}<011>〜{223}<110>方位群の平均値が2.5以上でなくてはならない。この平均値が2.5未満では、形状凍結性が劣悪となる。
1/2板厚における板面の{554}<225>、{111}<112>および{111}<110>の3つの結晶方位のX線ランダム強度比の平均値は3.5以下でなくてはならない。この平均値が3.5超であると、{100}<011>〜{223}<110>方位群の強度が適正であっても、良好な形状凍結性を得ることが困難となる。
1/2板厚における板面の{100}<011>X線ランダム強度比は、{211}<011>X線ランダム強度比以上でなければならない。{211}<011>方位のX線ランダム強度比が{100}<011>X線ランダム強度比より大きくなると、均一伸びの異方性が大きくなり、加工性が劣化する。
上記いずれのr値も、本発明において重要である。すなわち、本発明者らが鋭意検討の結果、上述した種々の結晶方位のX線強度が適正であっても、必ずしも良好な形状凍結性が得られないことが判明した。
鋼板をプレス成形する場合には、鋼板の均一伸び、すなわち、n値が重要な意味を持つ。特に、張りだし成形が主となる高強度鋼板においては、この均一伸び(n値)が異方性を持つ場合には、部品によって、ブランク切りだし方向を注意深く選定することが必要となり、生産性の劣化や鋼板歩留まりの低下を招く。
△uEl={|uEl(L)−uEl(45°)|+|uEl(C)−
uEl(45°)|}/2
△LEl={|LEl(L)−LEl(45°)|+|LEl(C)−
LEl(45°)|}/2
実際の自動車部品においては、1つの部品の中で、上記のような曲げ加工に起因する形状凍結性が問題になるだけではなく、同一部品の他の部位においては、張り出し性や絞り加工性等の良好なプレス加工性が要求される場合が少なくない。従って、上述の集合組織を制御した曲げ加工時の形状凍結性の向上とともに、鋼板そのもののプレス加工性も向上させる必要がある。
Cは、鋼材の強度を決める最も重要な元素の一つである。鋼板中に含まれるマルテンサイトの体積分率は、鋼板中のC濃度の上昇と共に増加する傾向にある。ここで、Cの添加量が0.02%未満の場合には、硬質のマルテンサイトを得ることが困難となるので、0.02%をC添加量の下限とした。
Mn、Ni、Cr、Cu、Mo、Co、Snは、全て鋼材のミクロ組織を調整するために添加される。特に、溶接性の観点からCの添加量が制限される場合には、これらの元素を適量添加することによって、効果的に鋼の焼入性を調整することが有効である。
AlとSiは、共にフェライトの安定化元素であり、フェライト体積率を増加させることによって、鋼材の加工性を向上させる働きがある。また、Al、Siは、共にセメンタイトの生成を抑制することから、パーライト等の炭化物を含む相の生成を抑制し、効果的にマルテンサイトを生成させることができる。
これらの元素は、炭素、窒素の固定、析出強化、組織制御、細粒強化などの機構を通じて材質を改善するので、必要に応じて、1種または2種以上の合計で、0.001%以上添加することが望ましい。また、NbまたはTiを添加することによって、熱延中に形状凍結性に有利な集合組織が発達し易くなることから、積極的に活用することが望ましい。ただし、過度の添加は加工性を劣化させるので、1種または2種以上の合計で0.8%を上限とする。
さらに、必要に応じて添加するPは、鋼材の高強度化や、前述のように、マルテンサイトの確保に有効ではあるが、0.2%を越えて添加された場合には、耐置き割れ性の劣化や疲労特性、靱性の劣化を招くので、0.2%をPの上限とした。ただし、Pの添加の効果を得るためには、0.005%以上含有することが好ましい。
また、必要に応じて添加するBは、粒界の強化や鋼材の高強度化に有効ではあるが、その添加量が0.01%を越えると、その効果が飽和するばかりでなく、必要以上に鋼板強度を上昇させ、部品への加工性も低下させるので、Bの上限を0.01%とした。ただし、Bの添加効果を得るためには、0.0005%以上含有することが好ましい。
必要に応じて添加するCa、Remは硫化物の形態を制御することで伸びフランジ性を改善するので、必要に応じて、それぞれ、0.0005%以上、0.001%以上添加することが望ましい。過度に添加しても格段の効果はなく、コスト高となるので、それぞれ、上限を0.005%、0.02%に設定した。
Cと同様に、マルテンサイトを生成させるために有効ではあるが、同時に、鋼材の靱性や延性を劣化させる傾向があるので、0.01%以下とすることが望ましい。
酸化物を形成し、介在物として、鋼材の加工性、特に伸びフランジ成形性に代表されるような極限変形能や鋼材の疲労強度、靱性を劣化させるので、0.01%以下に制御することが望ましい。
所定の成分に調整された鋼は、鋳造後直接または一旦Ar3変態温度以下まで冷却された後に再加熱され、その後に熱間圧延される。この時の再加熱温度が1000℃未満の場合には、所定の仕上げ熱延完了温度を確保することが難しくなるため、1000℃を再加熱温度の下限とした。
熱間圧延およびその後の冷却によって、所定のミクロ組織と集合組織に制御される。最終的に得られる鋼板の集合組織は、熱間圧延の温度領域によって大きく変化する。熱延完了温度TFEがAr3℃未満になった場合には、均一伸びの異方性△uElが4%超となり、成形性を著しく劣化させるので、
TFE≧Ar3(℃) (1)
とした。
TFS≦1100℃ (2)
とした。
なお、△εは圧延を行うn段の仕上げ圧延の各スタンドで与えられる相当歪εi(iは1〜n)と各スタンド間の時間ti(秒)(i=1〜n−1)、最終スタンドから冷却開始までの時間tn(秒)、各スタンドでの圧延温度Ti(K)(i=1〜n)、および、常数R=1.987により求まる。
ただし △εi=εi×exp{―(ti*/τn)2/3}
τi=8.46×10-9×exp{43800/R/Ti}
ti*=τn×{ti/τi+t(i+1)/τ(i+1)+・・+tn/τn}
また、TFSとTFEの差が120℃以上の場合には、集合組織の発達が十分でなく、良好な形状凍結性と低い異方性が両立せず、また、この差を20℃以下にすることは操業上困難であることから、
20℃≦(TFS−TFE)≦120℃ (4)
とした。
Ar3=901−325×C%+33×Si%+287×P%+40×Al%
−92×(Mn%+Mo%+Cu%)−46×(Cr%+Ni%)
とする。
ここで、Bは質量%で表現した鋼の成分より求まる。
B=−50.6×Mneq+894.3
Mneq=Mn%+0.24×Ni%+0.13×Si%+0.38×Mo%
+0.55×Cr%+0.16×Cu%−0.50×Al%
−0.45×Co%+0.90×V%
以上の方法で製造された本発明鋼に出荷前にスキンパス圧延を施すことは、鋼板の形状を良好にする。この時、スキンパス圧下率が0.1%未満では、この効果が小さいことから0.1%をスキンパス圧下率の下限とした。
めっきの種類や方法は特に限定するものではなく、電気めっき、溶融めっき、蒸着めっき等のいずれでも、本発明の効果が得られる。
表1に示す化学成分のA〜Lの鋼材を1100℃から1270℃に加熱し、表2中に示す熱延条件で熱延し、2.5mm厚の熱延鋼板とした。各種測定および評価の結果を表2および表3(表2の続き)に示す。
Claims (10)
- ミクロ組織が、フェライトまたはベイナイトを体積分率最大の相とし、体積分率で1%以上25%以下のマルテンサイトを含む複合組織鋼であり、少なくとも1/2板厚における板面の、
(1){100}<011>〜{223}<110>方位群のX線ランダム強度比の平 均値が2.5以上、
(2){554}<225>、{111}<112>および{111}<110>の3 つの結晶方位のX線ランダム強度比の平均値が3.5以下、
(3){100}<011>X線反射ランダム強度比が{211}<011>X線ラン ダム強度比以上、および、
(4){100}<011>X線反射ランダム強度比が2.5以上
の全てを満足し、かつ、圧延方向のr値および圧延方向と直角方向のr値のうち少なくとも1つが0.7以下であり、さらに、均一伸びの異方性ΔuElが4%以下、局部伸びの異方性△LElが2%以上、かつ、ΔuElがΔLEl以下であることを特徴とする形状凍結性に優れた低降伏比型高強度熱延鋼板。
ただし、△uEl={|uEl(L)−uEl(45°)|+|uEl(C)−
uEl(45°)|}/2
△LEl={|LEl(L)−LEl(45°)|+|LEl(C)−
LEl(45°)|}/2
圧延方向と平行(L方向)、垂直(C方向)、および、45°方向の均一伸びを、それぞれ、uEl(L)、uEl(C)、および、uEl(45°)とし、圧延方向と平行(L方向)、垂直(C方向)、および、45°方向の局部伸びを、それぞれ、LEl(L)、LEl(C)、および、LEl(45°)とする。 - 質量%で、
C;0.02%以上0.3%以下
を含み、
Mn;0.05%以上3%以下、
Ni;3%以下、
Cr;3%以下、
Cu;3%以下、
Mo;1%以下、
Co;3%以下、
Sn;0.2%以下
でかつこれらの1種または2種以上を合計で0.1%以上3.5%以下含み、
Si;3%以下、
Al;3%以下
でかつこれらの一方または双方を合計で0.02%以上3%以下含み、
残部がFeおよび不可避的不純物からなることを特徴とする請求項1記載の形状凍結性に優れた低降伏比型高強度熱延鋼板。 - 質量%で、Nb、Ti、Vの1種または2種以上を合計で0.001%以上0.8%以下含むことを特徴とする請求項1または2記載の形状凍結性に優れた低降伏比型高強度熱延鋼板。
- 質量%で、Pを0.2%以下含むことを特徴とする請求項1〜3のいずれか1項に記載の形状凍結性に優れた低降伏比型高強度熱延鋼板。
- 質量%で、Bを0.01%以下含むことを特徴とする請求項1〜4のいずれか1項に記載の形状凍結性に優れた低降伏比型高強度熱延鋼板。
- 質量%で、Ca:0.0005〜0.005%、Rem:0.001〜0.02%の1種または2種を含むことを特徴とする請求項1〜5のいずれか1項に記載の形状凍結性に優れた低降伏比型高強度熱延鋼板。
- 請求項1〜6のいずれか1項に記載の形状凍結性に優れた低降伏比型高強度熱延鋼板に、めっきを施したことを特徴とする形状凍結性に優れた低降伏比型高強度熱延鋼板。
- 請求項1〜7のいずれか1項に記載の形状凍結性に優れた低降伏比型高強度熱延鋼板を製造するにあたり、請求項2〜6のいずれか1項に記載の成分を有する鋳造スラブを、鋳造まままたは一旦冷却した後に1000〜1300℃の範囲に再度加熱し、熱間圧延をする際、Ar3〜(Ar3+150)℃の温度範囲における圧下率の合計が25%以上となるように制御し、仕上げ熱延開始温度TFSと仕上げ熱延完了温度TFE、および、仕上げ熱延完了時の計算残留歪△εが、下記(1)〜(4)式を全て同時に満足するように熱間圧延を終了し、熱間圧延後冷却して、下記(5)式に示す鋼の化学成分で決まる臨界温度To(℃)以下で、かつ、400℃以下室温以上の温度で巻き取ることを特徴とする形状凍結性に優れた低降伏比型高強度熱延鋼板の製造方法。
TFE≧Ar3(℃) (1)
TFS≦1100℃ (2)
△ε ≧(TFS−TFE)/375 (3)
20℃≦(TFS−TFE)≦120℃ (4)
To=−650.4×{C%/(1.82×C%−0.001)}+B (5)
ここで、Bは質量%で表現した鋼の成分より求まる。
B=−50.6×Mneq+894.3
Mneq=Mn%+0.24×Ni%+0.13×Si%+0.38×Mo%
+0.55×Cr%+0.16×Cu%−0.50×Al%
−0.45×Co%+0.90×V%
ただし、
Ar3=901−325×C%+33×Si%+287×P%+40×Al%
−92×(Mn%+Mo%+Cu%)−46×(Cr%+Ni%)
△εは、圧延を行うn段の仕上げ圧延の各スタンドで与えられる相当歪εi(iは1〜n)と各スタンド間の時間ti(秒)(i=1〜n−1)、最終スタンドから冷却開始までの時間tn(秒)、各スタンドでの圧延温度Ti(K)(i=1〜n)、および、常数R=1.987により求まる。
ε=△ε1+△ε2+・・+△εn
ただし △εi=εi×exp{―(ti*/τn)2/3}
τi=8.46×10-9×exp{43800/R/Ti}
ti*=τn×{ti/τi+t(i+1)/τ(i+1)+・・+tn/τn} - Ar3〜(Ar3+150)℃の温度範囲における熱間圧延の内少なくとも1パス以上において、摩擦係数が0.2以下となるように制御することを特徴とする請求項8記載の形状凍結性に優れた低降伏比型高強度熱延鋼板の製造方法。
- 請求項8または9に記載の形状凍結性に優れた低降伏比型高強度熱延鋼板の製造方法で製造された熱延鋼板に、0.1%以上5%以下のスキンパス圧延を施すことを特徴とする形状凍結性に優れた低降伏比型高強度熱延鋼板の製造方法。
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