JP2009242816A - High strength steel sheet and producing method therefor - Google Patents
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- Heat Treatment Of Sheet Steel (AREA)
Abstract
Description
本発明は、自動車、電気等の産業分野で使用して好適な、引張強さが980MPa以上で、成形性なかでも曲げ加工性に優れる高強度鋼板とその製造方法に関するものである。なお、本発明の高強度鋼板には、鋼板の表面に溶融亜鉛めっきまたは合金化溶融亜鉛めっきを施したものを含むものとする。 The present invention relates to a high-strength steel sheet suitable for use in industrial fields such as automobiles and electricity, having a tensile strength of 980 MPa or more and excellent in bending workability among formability, and a method for producing the same. The high-strength steel sheet of the present invention includes a steel sheet surface that has been subjected to hot dip galvanization or alloyed hot dip galvanization.
近年、地球環境保全の見地から、自動車の燃費向上が重要な課題となっている。このため、車体材料の高強度化により部品の薄肉化を図り、車体そのものを軽量化しようとする動きが活発である。しかしながら、素材鋼板の高強度化は成形性の低下を招くことから、高強度と高成形性を併せ持つ材料の開発が望まれている。このような要求に対して、これまでフェライト−マルテンサイト二相鋼（DP鋼）や残留オーステナイトの変態誘起塑性を利用したTRIP鋼など、種々の複合組織鋼板が開発されてきた。
例えば、DP鋼について、特許文献１には、成分組成と熱間圧延および焼鈍条件を規定することによる、表面性状と曲げ加工性に優れた引張強さ：588〜882MPaの低降伏比高張力鋼板およびその製造方法、特許文献２には、鋼の成分組成と熱間圧延、冷間圧延および焼鈍条件を規定することによる、曲げ加工性に優れた高張力冷延鋼板の製造方法が提案されている。また、特許文献３には、マルテンサイト分率とその粒径および機械的特性を規定することによる衝突安全性と成形性に優れた鋼板およびその製造方法、特許文献４には、成分組成とマルテンサイト分率およびその粒径を規定することによる伸びフランジ性と耐衝突特性に優れた高強度鋼板、高強度溶融亜鉛めっき鋼板および高強度合金化溶融亜鉛めっき鋼板とその製造方法、特許文献５には、成分組成とフェライト粒径とその集合組織およびマルテンサイト分率を規定することによる、伸びフランジ性や形状凍結性と耐衝突特性に優れた高強度鋼板、高強度溶融亜鉛めっき鋼板および高強度合金化溶融亜鉛めっき鋼板とその製造方法、特許文献６には、成分組成とマルテンサイト量および製造方法を規定することによる、優れた機械的性質を有する高強度鋼板およびその製造方法が提案されている。さらに、特許文献７および８には、成分組成と溶融亜鉛めっきラインでの製造条件を規定することによる伸びフランジ性や曲げ加工性に優れた高強度溶融亜鉛めっき鋼板や高強度溶融亜鉛めっき鋼板の製造方法および設備が提案されている。
For example, with regard to DP steel, Patent Document 1 discloses a low tensile strength steel plate with a low yield ratio of 588 to 882 MPa, which has excellent surface properties and bending workability by specifying the composition of components, hot rolling and annealing conditions. And its manufacturing method, Patent Document 2, proposes a manufacturing method of a high-tensile cold-rolled steel sheet having excellent bending workability by defining the component composition of steel and hot rolling, cold rolling and annealing conditions. Yes. Patent Document 3 discloses a steel sheet excellent in collision safety and formability by defining a martensite fraction, its particle size and mechanical properties, and a method for producing the same, and Patent Document 4 includes a component composition and martens. High strength steel sheet, high strength hot dip galvanized steel sheet and high strength alloyed hot dip galvanized steel sheet excellent in stretch flangeability and impact resistance characteristics by defining the site fraction and its particle size, and its manufacturing method, Patent Document 5 Is a high-strength steel sheet, high-strength hot-dip galvanized steel sheet, and high-strength steel with excellent stretch flangeability, shape freezing property, and impact resistance properties, by defining the composition of the composition, ferrite grain size, its texture and martensite fraction The alloyed hot-dip galvanized steel sheet and its manufacturing method, Patent Document 6, have excellent mechanical properties by defining the component composition, martensite amount and manufacturing method. High-strength steel sheet and a manufacturing method thereof are proposed. Furthermore, Patent Documents 7 and 8 include high-strength hot-dip galvanized steel sheets and high-strength hot-dip galvanized steel sheets that are excellent in stretch flangeability and bending workability by defining the component composition and manufacturing conditions in the hot-dip galvanizing line. Manufacturing methods and equipment have been proposed.
硬質相にマルテンサイト以外を含む組織を有する鋼板としては、特許文献９には、硬質第二相をマルテンサイト及び/またはベイナイトとし、成分組成と粒径、硬さ比などを規定することによる疲労特性に優れた鋼板、特許文献１０には、硬質第二相をベイナイト又はパーライトを主体とし、成分組成とその硬さ比を規定することによる、伸びフランジ性に優れた鋼板が提案されている。特許文献１１には、硬質相としてベイナイトとマルテンサイトからなる穴拡げ性に優れた高強度高延性溶融亜鉛めっき鋼板とその製造方法、特許文献１２には、硬質相にベイナイトとマルテンサイトをともに含有し、各構成相の分率、粒径と硬さおよび硬質相全体の平均自由行程を規定することによる、疲労特性に優れた複合組織鋼板、特許文献１３には、成分組成と残留オーステナイト量を規定することによる、延性および穴拡げ性に優れた高張力鋼板、特許文献１４には、ベイナイトと残留オーステナイトおよび/またはマルテンサイトを含む鋼板で成分組成と各相の分率などを規定することによる成形性に優れた高強度複合組織冷延鋼板が提案されている。また、特許文献１５には、フェライト中の硬質第二相粒の分布状態とその中で焼戻しマルテンサイトとベイナイトからなる粒の存在比率を規定することによる、成形性に優れる高強度鋼板とその製造方法が提案されている。さらに、ベイナイト主体の組織として、特許文献１６には、成分組成と製造工程を規定することによる、引張強さが1180MPa以上の耐遅れ破壊性に優れた超高張力冷延鋼板及びその製造方法、特許文献１７には、成分組成と製造方法を規定することによる引張強さが980MPa以上の曲げ加工性に優れた超高張力冷延鋼板及びその製造方法、特許文献１８には、焼戻しマルテンサイト中の鉄系炭化物の個数を一定数量に制限することによって水素脆化を防止する引張強さが980MPa以上の超高強度薄肉鋼板とその製造方法が提案されている。
しかしながら、上述した技術には次に述べる課題がある。特許文献１〜７、９〜１０および１２〜１４は、引張強さ：900MPa未満の鋼板についての技術であり、さらなる高強度化を進めると成形性を確保できない場合が多い。また、特許文献１では、単相域で焼鈍し、その後は6〜20℃/秒で400℃まで冷却することが規定されているが、溶融亜鉛めっき鋼板の場合、めっき密着性を考慮する必要がある上、400℃までの冷却ではめっき浴温以下まで冷却するため、めっき前に鋼板を昇温する必要があり、めっき浴前に加熱設備を有さない連続溶融亜鉛めっきラインでは製造することができない。さらに、特許文献７および８では、溶融亜鉛めっきライン内での熱処理中に焼戻しマルテンサイトを生成させる必要があるため、Ｍs点以下までの冷却後に再加熱する設備が必要である。特許文献１１では、硬質相の相構成をベイナイトおよびマルテンサイトとしてその分率を規定しているが、規定の範囲では特性のばらつきが大きく、かつばらつきを抑制するためには、操業条件の精密制御が必要となる。特許文献１５においても、ベイナイト変態の前にマルテンサイトを生成させるためにＭs点以下まで冷却するため、冷却後に再加熱する設備が必要であり、また安定した特性を得るためには操業条件の精密制御が必須となるため、設備・操業面でのコスト高が生じる。特許文献１６および１７の鋼板では、ベイナイトを主体とした組織であるため、延性の確保が困難であるほか、焼鈍後にベイナイト生成温度域で保持する必要があり、溶融亜鉛めっきを施す場合にはめっき浴温以上に再加熱する必要が生じる。特許文献１８では、単に鋼板の水素脆化の改善が示されているだけで、曲げ加工性の若干の検討を除けば、延性等の成形性についてはほとんど考慮されていない。 However, the technology described above has the following problems. Patent Documents 1 to 7, 9 to 10, and 12 to 14 are techniques for steel sheets having a tensile strength of less than 900 MPa, and formability cannot often be ensured when the strength is further increased. Further, Patent Document 1 stipulates that annealing is performed in a single-phase region and then cooled to 400 ° C. at 6 to 20 ° C./second. However, in the case of a hot dip galvanized steel sheet, it is necessary to consider plating adhesion. In addition, when cooling to 400 ° C, it is necessary to raise the temperature of the steel plate before plating because it cools to below the plating bath temperature, and it must be manufactured on a continuous hot dip galvanizing line that does not have heating equipment before the plating bath. I can't. Further, in Patent Documents 7 and 8, since it is necessary to generate tempered martensite during the heat treatment in the hot dip galvanizing line, equipment for reheating after cooling to the Ms point or lower is necessary. In Patent Document 11, the fraction of the hard phase phase composition is defined as bainite and martensite, but the characteristic variation is large within the specified range, and in order to suppress the variation, precise control of operating conditions is required. Is required. Also in Patent Document 15, in order to cool to the Ms point or lower in order to generate martensite before the bainite transformation, equipment for reheating after cooling is necessary, and in order to obtain stable characteristics, the operating conditions are precise. Since control is indispensable, the cost of facilities and operation increases. In the steel sheets of Patent Documents 16 and 17, since the structure is mainly composed of bainite, it is difficult to ensure ductility, and it is necessary to maintain the bainite generation temperature range after annealing. It becomes necessary to reheat above the bath temperature. Patent Document 18 merely shows the improvement of hydrogen embrittlement of a steel sheet, and hardly considers formability such as ductility except for a few studies of bending workability.
また、引張強さが980MPa以上の高強度鋼板において、成形性のなかでも、特に曲げ加工性に優れる鋼板が求められるようになってきた。これは、このような高強度鋼板を所望の部品形状に成形加工する際には、絞り加工や張出加工にかわり曲げ加工が主たる成形様式となるためである。 Further, in high strength steel sheets having a tensile strength of 980 MPa or more, steel sheets that are particularly excellent in bending workability have been required among formability. This is because, when such a high-strength steel sheet is formed into a desired part shape, a bending process is mainly used instead of drawing or overhanging.
一般に、鋼板の高強度化を図るためには、全組織に対する硬質相の割合を増加させる必要があるが、硬質相の割合を増加させた場合、鋼板の成形性は硬質相の変形能の影響を強く受けるようになる。これは、硬質相の割合が少ない場合には、母相であるフェライトが変形することにより、硬質相の変形能が十分でない場合においても最低限の成形性は確保されるのに対し、硬質相の割合が多い場合には、硬質相の変形能が鋼板の成形性に主体的に影響するようになり、その変形能が十分でない場合には、鋼板の成形性、特に曲げ加工性の劣化が著しくなるためである。 Generally, in order to increase the strength of a steel sheet, it is necessary to increase the ratio of the hard phase to the entire structure. However, when the ratio of the hard phase is increased, the formability of the steel sheet is affected by the deformability of the hard phase. Will be strongly received. This is because when the proportion of the hard phase is small, the ferrite as the parent phase is deformed, so that the minimum formability is ensured even when the deformability of the hard phase is not sufficient. When the ratio is large, the deformability of the hard phase mainly affects the formability of the steel sheet, and when the deformability is not sufficient, the formability of the steel sheet, particularly the bending workability is deteriorated. It is because it becomes remarkable.
このため、例えば、冷延鋼板の場合には、水焼入れ機能を有する連続焼鈍設備で、フェライトとオーステナイトの分率を調整してから、水焼入れしてマルテンサイトを生成させた後、昇温・保持してマルテンサイトを焼戻すことにより、硬質相の変形能を向上させてきた。
しかしながら、マルテンサイトを生成させた後に、昇温や高温保持によって焼戻しすることが不可能な設備の場合には、強度の確保は可能なものの、マルテンサイトなどの硬質相の変形能を確保することが困難であった。
For this reason, for example, in the case of a cold-rolled steel sheet, in a continuous annealing facility having a water quenching function, after adjusting the ferrite and austenite fractions, water quenching to generate martensite, The deformability of the hard phase has been improved by holding and tempering martensite.
However, in the case of equipment that cannot be tempered by heating or holding at a high temperature after generating martensite, it is possible to ensure the strength, but ensure the deformability of hard phases such as martensite. It was difficult.
本発明は、上記の課題を有利に解決するもので、高強度化と優れた成形性、なかでも優れた曲げ加工性とを兼ね備える引張強さが980MPa以上の高強度鋼板を、その有利な製造方法と共に提供することを目的とする。
なお、本発明では、曲げ加工性をＲmin/tの値で評価する。Ｒmin/tの目標値は引張強さによって異なり、引張強さが980〜1180MPaの範囲の場合はＲmin/t≦1.5、引張強さが1180〜1320MPaの範囲の場合はＲmin/t≦2.0、引張強さが1320MPaを超える場合はＲmin/t≦2.5をそれぞれ目標値とする。
The present invention advantageously solves the above-mentioned problems, and advantageously produces a high-strength steel sheet having a tensile strength of 980 MPa or more, which has both high strength and excellent formability, in particular, excellent bending workability. It is intended to be provided with a method.
In the present invention, the bending workability is evaluated by the value of Rmin / t. The target value of Rmin / t varies depending on the tensile strength. When the tensile strength is in the range of 980 to 1180 MPa, Rmin / t ≦ 1.5, and when the tensile strength is in the range of 1180 to 1320 MPa, Rmin / t ≦ 2.0, tensile When the strength exceeds 1320 MPa, Rmin / t ≦ 2.5 is set as the target value.
上記の課題を解決すべく、発明者らは、マルテンサイトの生成過程、特に熱処理時における鋼板の冷却条件がマルテンサイトの生成に与える影響について研究を行った。
その結果、冷間圧延後の熱処理条件を最適に制御すれば、マルテンサイト変態と同時に、変態後のマルテンサイトが焼戻しされ、この処理により生成されるオートテンパードマルテンサイトを所定の割合に制御することにより、引張強さ：980MPa以上の高強度と優れた成形性、なかでも優れた曲げ加工性が併せて得られることの知見を得た。
In order to solve the above-mentioned problems, the inventors have studied the influence of the martensite generation process, particularly the influence of the cooling condition of the steel sheet during heat treatment on the martensite generation.
As a result, if the heat treatment conditions after cold rolling are optimally controlled, martensite after transformation is tempered simultaneously with martensite transformation, and the autotempered martensite generated by this treatment is controlled to a predetermined ratio. As a result, it was found that tensile strength: high strength of 980 MPa or more and excellent moldability, in particular, excellent bending workability can be obtained.
本発明は、上記の知見に基づき、さらに検討を重ねて完成されたもので、その要旨構成は、次のとおりである。
１．質量％で、
Ｃ：0.1〜0.2％、
Si：2.0％以下、
Mn：1.0〜3.0％、
Ｐ：0.1％以下、
Ｓ：0.07％以下、
Al：1.0％以下、
Cr：0.1〜3.0％および
Ｎ：0.01％以下
を含有し、残部はFeおよび不可避不純物からなり、鋼組織として面積率で、フェライトが20〜60％、マルテンサイトが40〜80％、ベイナイトが５％以下および残留オーステナイトが５％以下である複合組織を有し、該フェライトの平均粒径が８μm以下であり、該マルテンサイトのうち面積比で3/4以上が、大きさ：５〜500nmの鉄系炭化物を１mm2あたり１×105個以上析出させたオートテンパードマルテンサイトであって、引張強さが980MPa以上であることを特徴とする高強度鋼板。
The present invention has been completed through further studies based on the above findings, and the gist of the present invention is as follows.
1. % By mass
C: 0.1-0.2%
Si: 2.0% or less,
Mn: 1.0-3.0%
P: 0.1% or less,
S: 0.07% or less,
Al: 1.0% or less,
Cr: 0.1-3.0% and N: 0.01% or less, the balance is made of Fe and inevitable impurities, and the steel structure has an area ratio of 20-60% for ferrite, 40-80% for martensite, and 5 for bainite. % Or less and 5% or less of retained austenite, the average grain size of the ferrite is 8 μm or less, and the martensite has an area ratio of 3/4 or more, with a size of 5 to 500 nm. A high-strength steel sheet, which is auto-tempered martensite on which 1 × 10 5 or more iron-based carbides are deposited per 1 mm 2 and has a tensile strength of 980 MPa or more.
２．上記鋼板がさらに、質量％で、下記に（ａ群）〜（ｅ群）で示すいずれか１または２以上の元素群のうちから選んだ１種または２種以上の元素を含有することを特徴とする上記１に記載の高強度鋼板。
記
（ａ群）Ｖ：0.005〜1.0％およびMo：0.005〜0.5％のうちから選ばれる１種または２種
（ｂ群）Ti：0.01〜0.1％およびNb：0.01〜0.1のうちから選ばれる１種または２種
（ｃ群）Ｂ：0.0003〜0.0050％
（ｄ群）Ni：0.05〜2.0％およびCu：0.05〜2.0％のうちから選ばれる１種または２種
（ｅ群）Ca：0.001〜0.005％およびREM：0.001〜0.005％のうちから選ばれる１種または２種
2. The steel sheet further contains, by mass%, one or more elements selected from any one or two or more element groups represented by (group a) to (group e) below. The high-strength steel plate according to 1 above.
(Group a) V: 0.005 to 1.0% and Mo: 1 or 2 types selected from 0.005 to 0.5% (Group b) Ti: 0.01 to 0.1% and Nb: 1 selected from 0.01 to 0.1 Species or 2 types (Group c) B: 0.0003 to 0.0050%
(Group d) 1 or 2 types selected from Ni: 0.05 to 2.0% and Cu: 0.05 to 2.0% (Group e) Ca: 0.001 to 0.005% and REM: 1 selected from 0.001 to 0.005% Species or two
３．上記鋼板の表面に、溶融亜鉛めっき層または合金化溶融亜鉛めっき層をそなえることを特徴とする上記１または２に記載の高強度鋼板。 3. 3. The high-strength steel sheet according to 1 or 2 above, wherein a hot-dip galvanized layer or an alloyed hot-dip galvanized layer is provided on the surface of the steel sheet.
４．上記１または２に記載の成分組成になる鋼片を、熱間圧延後、冷間圧延により冷延鋼板とし、ついで該冷延鋼板を750〜850℃の第一温度域で15〜600秒焼鈍した後、第二温度域である550〜750℃の温度域を12〜28℃/ｓの平均速度で冷却し、ついで420〜550℃の第三温度域での経過時間を300秒以下とした後、第四温度域である250〜420℃の温度域を１〜10℃/ｓの速度で冷却し、この第四温度域での冷却中にマルテンサイト変態を生じさせると同時に、変態後のマルテンサイトを焼戻しするオートテンパ処理を行うことを特徴とする高強度鋼板の製造方法。 4). The steel piece having the composition described in 1 or 2 above is hot-rolled and then cold-rolled into a cold-rolled steel sheet, and then the cold-rolled steel sheet is annealed at a first temperature range of 750 to 850 ° C. for 15 to 600 seconds. After that, the temperature range of 550 to 750 ° C., which is the second temperature range, is cooled at an average rate of 12 to 28 ° C./s, and then the elapsed time in the third temperature range of 420 to 550 ° C. is set to 300 seconds or less. Thereafter, the temperature range of 250 to 420 ° C., which is the fourth temperature range, is cooled at a rate of 1 to 10 ° C./s, and the martensitic transformation is caused during the cooling in the fourth temperature range, and at the same time after the transformation. A method for producing a high-strength steel sheet, characterized by performing an autotempering process for tempering martensite.
５．上記第三温度域で、溶融亜鉛めっき処理、あるいはさらに合金化溶融亜鉛めっき処理を施すことを特徴とする上記４に記載の高強度鋼板の製造方法。 5). 5. The method for producing a high-strength steel sheet according to 4 above, wherein a hot dip galvanizing treatment or further an alloying hot dip galvanizing treatment is performed in the third temperature range.
６．上記鋼片において、下記（１）式で表されるＭが300℃以上であることを特徴とする上記４または５に記載の高強度鋼板の製造方法。
記
Ｍ（℃）＝540−361×{[Ｃ％]/(１−[α％]/100)−６×[Si％]−40×[Mn％]＋30×[Al％]
−20×[Cr％]−35×[Ｖ％]−10×[Mo％]−17×[Ni％]−10×[Cu％]・・・（１）
ただし、[Ｘ％]は鋼板の成分元素Ｘの質量％、[α％]はフェライトの面積率（％）とする。
6). 6. The method for producing a high-strength steel plate as described in 4 or 5 above, wherein in the steel slab, M represented by the following formula (1) is 300 ° C. or higher.
M (° C.) = 540−361 × {[C%] / (1− [α%] / 100) −6 × [Si%] − 40 × [Mn%] + 30 × [Al%]
−20 × [Cr%] − 35 × [V%] − 10 × [Mo%] − 17 × [Ni%] − 10 × [Cu%] (1)
However, [X%] is the mass% of the component element X of the steel sheet, and [α%] is the area ratio (%) of the ferrite.
本発明によれば、適正量のオートテンパードマルテンサイトを鋼板中に含有させることによって、高強度化と優れた成形性、特に優れた曲げ加工性とを両立した引張強さ：980MPa以上の高強度鋼板を得ることができ、自動車車体の軽量化に大きく寄与する。
また、本発明の高強度鋼板の製造方法では、冷却後の鋼板を再加熱する必要がないことから、特別な製造設備を必要とせず、さらには溶融亜鉛めっき、あるいは合金化溶融亜鉛めっきプロセスにも容易に適用可能であるため、工程短縮およびコスト低減にも貢献する。
According to the present invention, by including an appropriate amount of autotempered martensite in the steel sheet, a tensile strength that achieves both high strength and excellent formability, particularly excellent bending workability: 980 MPa or higher A strong steel plate can be obtained, which greatly contributes to the weight reduction of the automobile body.
Further, in the method for producing a high-strength steel sheet according to the present invention, since it is not necessary to reheat the steel sheet after cooling, no special production equipment is required, and further, in the hot dip galvanizing or alloying hot dip galvanizing process. Can also be easily applied, which contributes to process shortening and cost reduction.
以下、本発明を具体的に説明する。
まず、本発明において、鋼板の組織を上記のように限定した理由について述べる。
The present invention will be specifically described below.
First, the reason why the structure of the steel sheet is limited as described above in the present invention will be described.
フェライトの面積率：20〜60％
強度と成形性を両立するためには、フェライトと以下で述べる硬質相との比率が重要である。フェライトの面積率が60％を超えると、硬質相の面積率が確保できず、引張強さを980MPa以上とすることができず強度不足となる。一方、フェライトの面積率が20％未満の場合、十分な成形性を確保することができない。従って、フェライトの面積率は20〜60％の範囲とする。好ましくは30〜50％の範囲である。
Ferrite area ratio: 20-60%
In order to achieve both strength and formability, the ratio of ferrite to the hard phase described below is important. If the area ratio of ferrite exceeds 60%, the area ratio of the hard phase cannot be secured, the tensile strength cannot be increased to 980 MPa or more, and the strength is insufficient. On the other hand, when the area ratio of ferrite is less than 20%, sufficient formability cannot be ensured. Therefore, the area ratio of ferrite is set to a range of 20 to 60%. Preferably it is 30 to 50% of range.
フェライトの平均粒径：８μm以下
フェライトについては、上記した面積率を満たすだけでは不十分で、その粒径も重要である。フェライトの平均粒径が８μmを超えると、フェライトと硬質相との界面で局所的に応力集中度が高まり、鋼板に曲げ加工等の成形が施される際、界面が亀裂の起点となりやすい。亀裂は、主としてフェライト粒内で進展するため、フェライトと硬質相との界面は、亀裂進展の抵抗として作用する。亀裂進展の抵抗を高めるためには、フェライトの粒径は小さい方がよい。従って、フェライトの平均粒径は８μm以下とする。好ましくは５μm以下である。なお、フェライトの平均粒径とは、鋼板の断面組織観察で測定された各フェライト粒の長径（各フェライト粒の最大径）を平均した値である。
Average ferrite particle diameter: 8 μm or less For ferrite, it is not sufficient to satisfy the above area ratio, and the particle diameter is also important. When the average grain size of ferrite exceeds 8 μm, the stress concentration locally increases at the interface between the ferrite and the hard phase, and when the steel sheet is subjected to forming such as bending, the interface tends to be a starting point of cracking. Since the crack mainly propagates in the ferrite grain, the interface between the ferrite and the hard phase acts as a resistance to crack propagation. In order to increase the resistance to crack propagation, it is better that the ferrite grain size is small. Therefore, the average grain size of ferrite is 8 μm or less. Preferably it is 5 micrometers or less. In addition, the average particle diameter of a ferrite is the value which averaged the long diameter (maximum diameter of each ferrite grain) of each ferrite grain measured by cross-sectional structure observation of the steel plate.
マルテンサイトの面積率：40〜80％
マルテンサイトは、鋼板を高強度化するための硬質相である。マルテンサイトの面積率が40％未満の場合、鋼板の引張強さを980MPa以上とすることができない。一方、マルテンサイトの面積率が80％を超えると、十分な成形性を確保することができない。従って、マルテンサイトの面積率は40〜80％の範囲とする。好ましくは50〜70％の範囲である。
Martensite area ratio: 40-80%
Martensite is a hard phase for increasing the strength of a steel sheet. When the area ratio of martensite is less than 40%, the tensile strength of the steel sheet cannot be increased to 980 MPa or more. On the other hand, when the area ratio of martensite exceeds 80%, sufficient moldability cannot be ensured. Therefore, the area ratio of martensite is set in the range of 40 to 80%. Preferably it is 50 to 70% of range.
大きさ：５〜500nmの鉄系炭化物を１mm2あたり１×105個以上析出させたオートテンパードマルテンサイト：マルテンサイトのうち面積比で3/4以上
硬質相であるマルテンサイトに変形能を付与して、鋼板の曲げ加工性を十分に確保するためには、鋼板中の全マルテンサイトのうち、所定の割合を本発明の方法で熱処理（オートテンパ処理）したオートテンパードマルテンサイトにする必要がある。オートテンパードマルテンサイトとは、従来のように急冷による焼入れ・再加熱による焼戻しによって得られるいわゆる焼戻しマルテンサイトではなく、Ｍs点以下の温度域での鋼板の冷却過程において、マルテンサイト変態を生じさせると同時に自己焼戻しが開始されることにより得られる組織で、鉄系炭化物をマルテンサイト中に析出させた組織のことである。
Size: Auto-tempered martensite in which 1 x 10 5 or more iron-based carbides of 5 to 500 nm are deposited per mm 2 : 3/4 or more in area ratio of martensite Deformability of martensite which is hard phase In order to sufficiently secure the bending workability of the steel sheet, a predetermined proportion of all martensite in the steel sheet is made into auto-tempered martensite that has been heat-treated (auto-temper treatment) by the method of the present invention. There is a need. Autotempered martensite is not a so-called tempered martensite obtained by quenching and reheating by quenching as in the prior art, but causes martensitic transformation in the cooling process of the steel sheet in the temperature range below the Ms point. At the same time, it is a structure obtained by starting self-tempering and is a structure in which iron-based carbides are precipitated in martensite.
オートテンパ処理の度合いは、析出させた鉄系炭化物の大きさと個数で評価することができる。十分にオートテンパ処理した鋼板のマルテンサイト中には、大きさ：５〜500nmの範囲の鉄系炭化物が、１mm2あたり１×10５個以上析出している。大きさが５nm未満の鉄系炭化物の析出では、マルテンサイトの焼戻し軟化が不十分で鋼板の曲げ加工性を改善することができず、一方、500nmを超える大きさの鉄系炭化物の析出は、オートテンパードマルテンサイトの強度を低下させる。従って、鉄系炭化物の大きさは５〜500nmの範囲とする。好ましくは10〜100nmの範囲である。
また、鉄系炭化物の個数が１mm2あたり１×10５個未満の場合は、オートテンパの進行が不十分で所望の曲げ加工性が得られない。好ましい鉄系炭化物の個数は、１mm2あたり３×105〜３×106個の範囲である。
The degree of autotempering can be evaluated by the size and number of precipitated iron carbides. In the martensite of the steel plate that has been sufficiently autotempered, 1 × 10 5 or more iron-based carbides having a size in the range of 5 to 500 nm are deposited per 1 mm 2 . Precipitation of iron carbide with a size of less than 5 nm does not improve the temper softening of martensite and cannot improve the bending workability of the steel sheet, while precipitation of iron carbide with a size of more than 500 nm Reduces the strength of autotempered martensite. Therefore, the size of the iron-based carbide is in the range of 5 to 500 nm. Preferably it is the range of 10-100 nm.
Further, when the number of iron-based carbides is less than 1 × 10 5 per 1 mm 2 , the progress of the autotemper is insufficient and the desired bending workability cannot be obtained. The number of preferable iron-based carbides is in the range of 3 × 10 5 to 3 × 10 6 per 1 mm 2 .
上記したような鉄系を析出させたオートテンパードマルテンサイトの割合が、鋼板中の全マルテンサイトのうち面積比で3/4未満の場合、鋼板に十分な曲げ加工性を付与することができないため、3/4以上とした。オートテンパードマルテンサイトの割合は高い方がよく、4/5以上が好ましい。 When the ratio of the autotempered martensite on which the iron system is deposited as described above is less than 3/4 in the area ratio among all martensites in the steel sheet, sufficient bending workability cannot be imparted to the steel sheet. Therefore, it was set to 3/4 or more. The proportion of autotempered martensite is preferably high, and is preferably 4/5 or more.
なお、上記した鉄系炭化物とは、主としてFe3Cであるが、その他ε炭化物などが含まれる場合もある。
また、鉄系炭化物の生成状況を確認するためには、鏡面研摩したサンプルをSEM（走査型電子顕微鏡）またはTEM（透過型電子顕微鏡）観察することが有効である。鉄系炭化物の同定は、例えば、断面研摩サンプルのEDX（エネルギー分散型Ｘ線分光法）、EPMA（電子線マイクロアナライザー）、FE-AES（電界放射型−オージェ電子分光法）などで行うことができる。
The iron-based carbide described above is mainly Fe 3 C, but may include other ε carbides.
In order to confirm the production status of iron-based carbides, it is effective to observe a mirror-polished sample by SEM (scanning electron microscope) or TEM (transmission electron microscope). The identification of iron-based carbides can be performed, for example, by EDX (energy dispersive X-ray spectroscopy), EPMA (electron beam microanalyzer), FE-AES (field emission-Auger electron spectroscopy) of a cross-section polished sample. it can.
本発明において、鋼板組織は、上記した範囲のフェライト、オートテンパードマルテンサイトを含むマルテンサイトからなるものとすることが好ましい。これらの組織を形成する上で、ベイナイトや残留オーステナイトといったその他の相が形成される場合があるが、以下に述べる許容範囲内であれば、これらの相が形成されていても問題はない。以下、これらの許容範囲について述べる。 In the present invention, the steel sheet structure is preferably composed of martensite including ferrite and autotempered martensite in the above-described ranges. In forming these structures, other phases such as bainite and retained austenite may be formed. However, if these phases are within the allowable range described below, there is no problem even if these phases are formed. Hereinafter, these allowable ranges will be described.
ベイナイトの面積率：５％以下（ただし０％を含む）
ベイナイトは、生成温度域によって特性が大きく変化して材質のバラツキを増加させる場合があるため、鋼板組織中に極力含有させない方が望ましいが５％までは許容できる。好ましくは３％以下である。
Area ratio of bainite: 5% or less (including 0%)
Since the characteristics of bainite may change greatly depending on the generation temperature range to increase the variation of the material, it is desirable that bainite not be contained in the steel sheet structure as much as possible, but up to 5% is acceptable. Preferably it is 3% or less.
残留オーステナイト面積率：５％以下（ただし０％を含む）
残留オーステナイトは、鋼板が加工される際に歪誘起変態して硬質なマルテンサイトとなり、鋼板の曲げ加工性を低下させる。このため、残留オーステナイトは鋼板組織中に極力含有させない方が望ましいが、５％までは許容できる。好ましくは３％以下である。
Residual austenite area ratio: 5% or less (including 0%)
Residual austenite undergoes strain-induced transformation when the steel sheet is processed to form hard martensite, which lowers the bending workability of the steel sheet. For this reason, it is desirable that the retained austenite is not contained in the steel sheet structure as much as possible, but up to 5% is acceptable. Preferably it is 3% or less.
次に、本発明において、成分組成を上記の範囲に設定した理由について述べる。なお、以下の成分組成を表す％は質量％を意味するものとする。 Next, the reason why the component composition is set in the above range in the present invention will be described. In addition,% showing the following component compositions shall mean the mass%.
Ｃ：0.1〜0.2％
Ｃは、鋼板の高強度化に必要不可欠な元素であり、Ｃ量が0.1％未満では、所望の鋼板強度を確保することが難しい。一方、Ｃ量が0.2％を超えると十分な量のフェライトを得ることが困難となる。従って、Ｃ量は0.1〜0.2％の範囲とする。
C: 0.1-0.2%
C is an element indispensable for increasing the strength of the steel sheet. If the C content is less than 0.1%, it is difficult to ensure the desired steel sheet strength. On the other hand, when the amount of C exceeds 0.2%, it becomes difficult to obtain a sufficient amount of ferrite. Accordingly, the C content is in the range of 0.1 to 0.2%.
Si：2.0％以下
Siは、フェライトの固溶強化に有効な元素であり、フェライトの強化と延性確保のためには0.1％以上含有させることが好ましいが、Siの過剰な添加は、赤スケール等の発生による表面性状の劣化や、めっき付着・密着性の劣化を招く。従って、Si量は2.0％以下とする。好ましくは1.6％以下であり、より好ましくは1.5％以下である。
Si: 2.0% or less
Si is an effective element for strengthening the solid solution of ferrite, and it is preferable to contain 0.1% or more for strengthening ferrite and ensuring ductility. However, excessive addition of Si causes surface properties due to the occurrence of red scale and the like. And deterioration of adhesion and adhesion of plating. Therefore, the Si content is 2.0% or less. Preferably it is 1.6% or less, More preferably, it is 1.5% or less.
Mn：1.0〜3.0％
Mnは、鋼の強化に有効な元素である。また、オーステナイトを安定化させる元素であり、硬質相の面積率確保に必要な元素である。このためには、Mnは1.0％以上の含有が必要である。一方、3.0％を超えて過剰に含有させると、鋳造性の劣化などを引き起こす。従って、Mn量は1.0〜3.0％の範囲とする。好ましくは1.5〜2.5％の範囲である。
Mn: 1.0-3.0%
Mn is an element effective for strengthening steel. Moreover, it is an element which stabilizes austenite, and is an element necessary for ensuring the area ratio of a hard phase. For this purpose, the Mn content needs to be 1.0% or more. On the other hand, if the content exceeds 3.0%, castability deteriorates. Therefore, the Mn content is in the range of 1.0 to 3.0%. Preferably it is 1.5 to 2.5% of range.
Ｐ：0.1％以下
Ｐは、粒界偏析により鋼の脆化を引き起こし、耐衝撃性を劣化させるが、0.1％までは許容できる。また、合金化溶融亜鉛めっきを施す場合、0.1％を超えるＰ量は、めっき層の合金化速度を大幅に遅延させる。従って、Ｐ量は0.1％以下とする。好ましくは0.05％以下である。
P: 0.1% or less P causes embrittlement of the steel due to grain boundary segregation and deteriorates impact resistance, but is acceptable up to 0.1%. Moreover, when alloying hot dip galvanization is performed, the amount of P exceeding 0.1% significantly delays the alloying rate of the plating layer. Therefore, the P content is 0.1% or less. Preferably it is 0.05% or less.
Ｓ：0.07％以下
Ｓは、MnSなどの介在物となって、耐衝撃性の劣化や溶接割れの原因となるので極力低減することが望まれるが、製造コスト抑制の観点から0.07％までは許容される。好ましいＳ量は0.04％以下であり、より好ましくは0.01％以下である。
S: 0.07% or less S is an inclusion such as MnS, which causes deterioration in impact resistance and weld cracking, so it is desirable to reduce it as much as possible, but 0.07% is acceptable from the viewpoint of manufacturing cost control Is done. A preferable amount of S is 0.04% or less, and more preferably 0.01% or less.
Al：1.0％以下
Alは、フェライト生成元素であり、製造時におけるフェライト生成量をコントロールするのに有効な元素である。しかしながら、Alの過剰な含有は製鋼時におけるスラブ品質を劣化させる。従って、Al量は1.0％以下とする。好ましくは、0.5％以下である。なお、鋼の脱酸作用のみを期待してAlを含有させる場合には、Al量は0.08％以下でよい。また、Alの含有量が少なすぎる場合には脱酸が困難となることがあるので、Al量は0.01％以上とすることが好ましい。
Al: 1.0% or less
Al is a ferrite-forming element and is an effective element for controlling the amount of ferrite produced during production. However, excessive inclusion of Al deteriorates slab quality during steelmaking. Therefore, the Al content is 1.0% or less. Preferably, it is 0.5% or less. In addition, in the case where Al is contained in anticipation of only the deoxidation action of steel, the Al content may be 0.08% or less. In addition, if the Al content is too small, deoxidation may be difficult, so the Al content is preferably 0.01% or more.
Cr：0.1〜3.0％
Crは、オーステナイトを安定化させる元素であり、所定量の硬質相を確保する上で不可欠の元素である。また、マルテンサイトのオートテンパを促進させる効果があり、本発明の鋼板には必須の元素である。このような効果は、Cr量が0.1％以上で得られ、一方、3.0％を超えても、効果は飽和するとともに、鋼板の化成処理性の低下を招く。従って、Cr量は0.1〜3.0％の範囲とする。好ましくは0.5〜2.5％、さらに好ましくは0.5〜1.5％の範囲とする。
Cr: 0.1-3.0%
Cr is an element that stabilizes austenite, and is an indispensable element for securing a predetermined amount of hard phase. Moreover, it has the effect of promoting autotempering of martensite and is an essential element for the steel sheet of the present invention. Such an effect is obtained when the Cr content is 0.1% or more. On the other hand, even if it exceeds 3.0%, the effect is saturated and the chemical conversion property of the steel sheet is lowered. Therefore, the Cr content is in the range of 0.1 to 3.0%. Preferably it is 0.5 to 2.5%, more preferably 0.5 to 1.5%.
Ｎ：0.01％以下
Ｎは、鋼の耐時効性を最も大きく劣化させる元素であり、少ない程よく、0.01％を超えると耐時効性の劣化が非常に顕著となる。従って、Ｎ量は0.01％以下とする。好ましくは0.008％以下であり、より好ましくは0.005％以下である。
N: 0.01% or less N is an element that most deteriorates the aging resistance of steel. The smaller the amount, the better. If it exceeds 0.01%, the deterioration of aging resistance becomes very remarkable. Therefore, the N content is 0.01% or less. Preferably it is 0.008% or less, More preferably, it is 0.005% or less.
また、本発明では、上記した基本成分のほか、以下に述べる元素群の中から選ばれる１種または２種以上の元素を必要に応じて適宜含有させることができる。 In the present invention, in addition to the basic components described above, one or more elements selected from the following element group can be appropriately contained as required.
（ａ群）Ｖ：0.005〜1.0％およびMo：0.005〜0.5％のうちから選ばれる１種または２種
ＶおよびMoは、焼鈍後の冷却時にパーライトの生成を抑制する効果を有するので、必要に応じて含有させることができる。その効果は、Ｖ：0.005％以上、Mo：0.005％以上で得られる。一方、Ｖ：1.0％、Mo：0.5％を超えて過剰に含有させると、硬質相の面積率が過大になることによる必要以上の強度上昇を招く。従って、これらの元素を含有させる場合には、Ｖ：0.005〜1.0％、Mo：0.005〜0.5％の範囲とする。
(Group a) V: 0.005 to 1.0% and Mo: One or two selected from 0.005 to 0.5% V and Mo have the effect of suppressing the formation of pearlite during cooling after annealing. It can be contained accordingly. The effect is obtained when V is 0.005% or more and Mo is 0.005% or more. On the other hand, if the V content exceeds 1.0% and the Mo content exceeds 0.5%, the area ratio of the hard phase becomes excessive, and the strength is increased more than necessary. Therefore, when these elements are contained, the content is set to V: 0.005 to 1.0% and Mo: 0.005 to 0.5%.
（ｂ群）Ti：0.01〜0.1％およびNb：0.01〜0.1のうちから選ばれる１種または２種
TiおよびNbは、鋼の析出強化に有効で、その効果はそれぞれ0.01％以上で得られ、一方、0.1％を超えると成形性および形状凍結性が低下する。従って、TiおよびNbを含有させる場合には、それぞれ0.01〜0.1％の範囲とする。
(Group b) One or two selected from Ti: 0.01 to 0.1% and Nb: 0.01 to 0.1
Ti and Nb are effective for precipitation strengthening of steel, and the effect can be obtained at 0.01% or more. On the other hand, when it exceeds 0.1%, formability and shape freezing property are lowered. Therefore, when Ti and Nb are contained, the content is in the range of 0.01 to 0.1%.
（ｃ群）Ｂ：0.0003〜0.0050％
Ｂは、オーステナイト粒界からのフェライトの生成・成長を抑制する作用を有するため、必要に応じて含有させることができる。その効果は、Ｂ量が0.0003％以上で得られ、一方、0.0050％を超えると成形性が大きく低下する。従って、Ｂを含有させる場合には、0.0003〜0.0050％の範囲とする。
(Group c) B: 0.0003 to 0.0050%
B has an effect of suppressing the formation and growth of ferrite from the austenite grain boundary, and can be contained as necessary. The effect is obtained when the amount of B is 0.0003% or more. On the other hand, if it exceeds 0.0050%, the moldability is greatly reduced. Therefore, when it contains B, it is set as 0.0003 to 0.0050% of range.
（ｄ群）Ni：0.05〜2.0％およびCu：0.05〜2.0％のうちから選ばれる１種または２種
NiおよびCuは、鋼の強化に有効であり、鋼板に溶融亜鉛めっきを施す場合には、鋼板表層部の内部酸化を促進して、めっき密着性を向上させる。これらの効果はそれぞれ0.05％以上で得られ、一方、2.0％を超えると鋼板の成形性が低下する。従って、NiおよびCuを含有させる場合には、それぞれ0.05〜2.0％の範囲とする。
(Group d) One or two selected from Ni: 0.05 to 2.0% and Cu: 0.05 to 2.0%
Ni and Cu are effective for strengthening steel. When hot dip galvanizing is performed on a steel sheet, it promotes internal oxidation of the surface layer of the steel sheet and improves plating adhesion. These effects can be obtained at 0.05% or more, respectively, while if it exceeds 2.0%, the formability of the steel sheet decreases. Therefore, when Ni and Cu are contained, the content is made 0.05 to 2.0%.
（ｅ群）Ca：0.001〜0.005％およびREM：0.001〜0.005％のうちから選ばれる１種または２種
CaおよびREMは、硫化物の形状を球状化し、伸びフランジ性への硫化物の悪影響を改善するために有効な元素である。その効果は、それぞれ0.001％以上で得られる。一方、0.005％を超える含有は、介在物の増加を招き、鋼板の表面欠陥や内部欠陥を引き起こす。従って、CaおよびREMを含有させる場合には、それぞれ0.001〜0.005％の範囲とする。
(Group e) One or two selected from Ca: 0.001 to 0.005% and REM: 0.001 to 0.005%
Ca and REM are effective elements for spheroidizing the shape of sulfide and improving the adverse effect of sulfide on stretch flangeability. The effect can be obtained at 0.001% or more. On the other hand, a content exceeding 0.005% causes an increase in inclusions and causes surface defects and internal defects of the steel sheet. Therefore, when it contains Ca and REM, it is set as 0.001 to 0.005% of range, respectively.
本発明の鋼板において、上記以外の成分はFeおよび不可避的不純物である。ただし、本発明の効果を損なわない範囲内であれば、上記以外の成分の含有を拒むものでない。
また、後述するように、本発明鋼板の成分組成は、フェライト面積率との関係式であるＭ≧300℃を満足していることが、安定した生産上好ましく、製造条件のばらつきによる鋼板特性のばらつきを抑制する上で好ましい。
In the steel sheet of the present invention, components other than those described above are Fe and inevitable impurities. However, as long as the effects of the present invention are not impaired, the inclusion of components other than those described above is not rejected.
Further, as will be described later, the composition of the steel sheet of the present invention preferably satisfies M ≧ 300 ° C., which is a relational expression with the ferrite area ratio, for stable production. This is preferable for suppressing variation.
次に、本発明の鋼板の好適製造方法および製造条件の限定理由について説明する。
まず、上記の好適成分組成に調整した鋼片を製造後、熱間圧延し、ついで冷間圧延を施して冷延鋼板とする。本発明において、これらの処理に特に制限はなく、常法に従って行えば良い。
なお、好適な製造条件は次のとおりである。鋼片を、1100〜1300℃の温度域に加熱したのち、870〜950℃の温度域で熱間圧延を終了し、得られた熱延鋼板を350〜720℃の温度域で巻き取る。ついで、熱延鋼板を酸洗後、40〜90％の範囲の圧下率で冷間圧延を行い冷延鋼板とする。
なお、本発明では、鋼板を通常の製鋼、鋳造、熱間圧延、酸洗および冷間圧延の各工程を経て製造する場合を想定しているが、例えば、薄スラブ鋳造やストリップ鋳造などにより熱間圧延工程の一部または全部を省略して製造してもよい。
Next, the reason for limiting the preferable manufacturing method and manufacturing conditions of the steel sheet of the present invention will be described.
First, after manufacturing the steel slab adjusted to said suitable component composition, it hot-rolls, and then cold-rolls to make a cold-rolled steel sheet. In the present invention, these treatments are not particularly limited, and may be performed according to ordinary methods.
The preferred production conditions are as follows. After the steel slab is heated to a temperature range of 1100 to 1300 ° C, hot rolling is finished at a temperature range of 870 to 950 ° C, and the obtained hot rolled steel sheet is wound up at a temperature range of 350 to 720 ° C. Next, the hot-rolled steel sheet is pickled and then cold-rolled at a rolling reduction in the range of 40 to 90% to obtain a cold-rolled steel sheet.
In the present invention, it is assumed that the steel sheet is manufactured through normal steelmaking, casting, hot rolling, pickling and cold rolling processes. However, for example, the steel plate is heated by thin slab casting or strip casting. You may manufacture by omitting a part or all of a hot rolling process.
得られた冷延鋼板には、750〜850℃の第一温度域、好ましくはオーステナイトとフェライトの二相域で、15〜600秒間の焼鈍を施す。焼鈍温度が750℃未満の場合や、焼鈍時間が15秒未満の場合には、鋼板中の炭化物が十分に分解しない、あるいはフェライトの再結晶が完了せず目標とする鋼板特性が得られない場合がある。一方、焼鈍温度が850℃を超える場合には、オーステナイトの面積率が高まり、冷却後に目的の組織構成の鋼板が得られない場合がある。また、オーステナイト粒の成長が著しく、冷却後の構成相の粗大化を引き起こし、鋼板の成形性を劣化させる場合もある。また、600秒を超える焼鈍は、多大なエネルギー消費にともなうコスト増を招く。このため、焼鈍温度および焼鈍時間はそれぞれ、750〜850℃、15〜600秒の範囲とする。好ましい焼鈍温度および焼鈍時間はそれぞれ、770〜830℃、30〜300秒の範囲である。 The obtained cold-rolled steel sheet is annealed for 15 to 600 seconds in a first temperature range of 750 to 850 ° C., preferably in a two-phase range of austenite and ferrite. When the annealing temperature is less than 750 ° C or when the annealing time is less than 15 seconds, the carbides in the steel sheet do not decompose sufficiently, or the recrystallization of ferrite is not completed and the target steel sheet characteristics cannot be obtained. There is. On the other hand, when the annealing temperature exceeds 850 ° C., the area ratio of austenite increases, and a steel sheet having a desired structure may not be obtained after cooling. In addition, the austenite grains grow remarkably, which causes coarsening of the constituent phase after cooling and may deteriorate the formability of the steel sheet. In addition, annealing exceeding 600 seconds causes an increase in cost due to a great energy consumption. For this reason, the annealing temperature and annealing time are in the range of 750 to 850 ° C. and 15 to 600 seconds, respectively. The preferable annealing temperature and annealing time are in the range of 770 to 830 ° C. and 30 to 300 seconds, respectively.
焼鈍後の冷延鋼板は、第二温度域である550〜750℃の温度域を12〜28℃/秒の範囲の平均冷却速度で冷却する。第二温度域の冷却は、鋼板に優れた曲げ加工性を付与するために、鋼板組織中のフェライト粒径とフェライト面積率を制御する上で重要である。第二温度域での平均冷却速度が12℃/秒未満の場合には、フェライトの平均粒径が粗大化し、一方、28℃/秒を超える場合には、フェライトの面積率が小さくなる。従って、第二温度域における平均冷却速度は12〜28℃/秒の範囲とする。好ましくは15〜25℃/秒の範囲である。 The cold-rolled steel sheet after annealing cools the temperature range of 550 to 750 ° C., which is the second temperature range, at an average cooling rate in the range of 12 to 28 ° C./second. The cooling in the second temperature range is important for controlling the ferrite grain size and ferrite area ratio in the steel sheet structure in order to impart excellent bending workability to the steel sheet. When the average cooling rate in the second temperature range is less than 12 ° C./second, the average particle diameter of the ferrite becomes coarse, whereas when it exceeds 28 ° C./second, the area ratio of the ferrite decreases. Therefore, the average cooling rate in the second temperature range is in the range of 12 to 28 ° C./second. Preferably it is the range of 15-25 degrees C / sec.
550℃まで冷却された鋼板は、420〜550℃の第三温度域での経過時間を300秒以下とする必要がある。第三温度域は長時間保持することによりベイナイト変態が進みやすい温度域である。この温度域での経過時間すなわちこの温度域の冷却に要する時間が300秒を超える場合、ベイナイト変態等が起こり所望の鋼組織が得られないため、経過時間は300秒以下とする。好ましくは120秒以下である。一方、経過時間を５秒未満とするには高い冷却能力を備えた製造設備が必須となるため、５秒以上とすることが好ましい。
なお、後述するように、鋼板に溶融亜鉛めっき処理あるいはさらにめっき層の合金化処理を施す場合、この温度域で処理することが好ましいが、上記理由により、これら処理工程を含めて第三温度域での保持時間、すなわち第三温度域での経過時間を300秒以下にする必要がある。
The steel sheet cooled to 550 ° C. needs to have an elapsed time in the third temperature range of 420 to 550 ° C. of 300 seconds or less. The third temperature range is a temperature range in which the bainite transformation easily proceeds by holding for a long time. When the elapsed time in this temperature range, that is, the time required for cooling in this temperature range exceeds 300 seconds, a bainite transformation occurs and a desired steel structure cannot be obtained, so the elapsed time is set to 300 seconds or less. Preferably it is 120 seconds or less. On the other hand, in order to make the elapsed time less than 5 seconds, a manufacturing facility having a high cooling capacity is essential, and therefore it is preferable to set it to 5 seconds or more.
As will be described later, when hot-dip galvanizing treatment or further alloying treatment of the plated layer is performed on the steel sheet, it is preferable to treat in this temperature range, but for the above reason, the third temperature range including these treatment steps is included. It is necessary to set the holding time at, ie, the elapsed time in the third temperature range, to 300 seconds or less.
第三温度域を経た鋼板は、第四温度域である250〜420℃の温度域を１〜10℃/秒の範囲の速度で冷却する。第四温度域における冷却は、鋼板に優れた曲げ加工性を付与するために、鋼板組織中のマルテンサイトを十分にオートテンパする上で重要である。冷却速度が10℃/秒を超える場合には、冷却中にマルテンサイトのオートテンパが十分に進まず、一方、１℃/秒未満の場合には、マルテンサイトの生成が抑制される上、冷却に多大な時間を要するため生産性の低下を招く。従って、250〜420℃の温度域の冷却速度は１〜10℃/秒の範囲とする。好ましくは３〜10℃/秒の範囲である。 The steel sheet that has passed through the third temperature range cools the temperature range of 250 to 420 ° C., which is the fourth temperature range, at a rate in the range of 1 to 10 ° C./second. Cooling in the fourth temperature range is important for fully autotempering martensite in the steel sheet structure in order to impart excellent bending workability to the steel sheet. When the cooling rate exceeds 10 ° C / second, the martensite autotemper does not sufficiently advance during cooling. On the other hand, when the cooling rate is less than 1 ° C / second, the formation of martensite is suppressed and cooling is performed. It takes a lot of time to reduce productivity. Therefore, the cooling rate in the temperature range of 250 to 420 ° C. is in the range of 1 to 10 ° C./second. Preferably it is the range of 3-10 degree-C / sec.
この250〜420℃の第四温度域において、マルテンサイト変態を生じさせるのと同時に、変態後のマルテンサイトを焼戻すオートテンパ処理を施し、オートテンパードマルテンサイトを得ることが本発明の最大の特徴である。 In the fourth temperature range of 250 to 420 ° C., the maximum temperature of the present invention is that auto-tempered martensite is obtained by subjecting martensite transformation to tempering the martensite after transformation and obtaining autotempered martensite. It is a feature.
通常のマルテンサイトは、焼鈍後に水冷等で焼入れすることよって得られる。この水焼入れしたマルテンサイトは硬質相であり、鋼板の高強度化に寄与するが加工性に劣る。そこで、このマルテンサイトを加工性の良い焼戻しマルテンサイトとするために、焼入れした鋼板を再度加熱して焼戻しを施すことが通常行われている。以上の工程を模式的に示したものが図１である。 Normal martensite can be obtained by quenching with water cooling after annealing. This water-quenched martensite is a hard phase and contributes to increasing the strength of the steel sheet but is inferior in workability. Therefore, in order to make this martensite tempered martensite with good workability, it is common practice to reheat the tempered steel sheet for tempering. FIG. 1 schematically shows the above steps.
これに対し、オートテンパ処理は、図２に示すような、第四温度域を一定の範囲の速度で冷却する処理であり、再加熱による焼戻しを伴わない、非常に生産性の高い方法である。このオートテンパ処理によって得られるオートテンパードマルテンサイトを含む鋼板は、図１に示した再加熱による焼戻しを施した鋼板と同等もしくはそれ以上の強度と加工性を有する。また、オートテンパ処理は、急冷を伴わないため、残留応力の小さい鋼板が得られることも有利な点である。 On the other hand, the autotempering process is a process for cooling the fourth temperature range at a constant speed as shown in FIG. 2, and is a highly productive method that does not involve tempering by reheating. . The steel plate containing autotempered martensite obtained by this autotempering treatment has the same or higher strength and workability as the steel plate tempered by reheating shown in FIG. In addition, since autotempering does not involve rapid cooling, it is also advantageous to obtain a steel sheet having a small residual stress.
250℃まで冷却された鋼板におけるその後の冷却速度については特に制限はなく、250℃までの冷却を引き続き行ってもよいし、250℃になった時点で急冷をしてもよい。 There is no restriction | limiting in particular about the subsequent cooling rate in the steel plate cooled to 250 degreeC, You may continue cooling to 250 degreeC, and you may quench rapidly when it reaches 250 degreeC.
さらに、本発明の製造方法では、下記（１）式で示すＭが300℃以上の場合に安定してオートテンパ処理を施すことができる。
Ｍ(℃)＝540−361×{[Ｃ％]/(1−[α％]/100)}−6×[Si％]−40×[Mn％]＋30×[Al％]
−20×[Cr％]−35×[Ｖ％]−10×[Mo％]−17×[Ni％]−10×[Cu％] ・・・（１）
ただし、[Ｘ％]は合金元素Ｘの質量％、[α％]はフェライトの面積率（％）
とする。
上掲式（１）であらわされるＭは、経験的に求められたマルテンサイト変態が開始するＭs点の近似式であり、このＭはマルテンサイト中の鉄系炭化物の析出挙動と大きく関係していると考えられる。従って、Ｍは、５〜500nmの範囲の鉄系炭化物を1mm2あたり１×10５個以上含むオートテンパードマルテンサイトを安定して得ることができる指標として用いることができる。Ｍが300℃未満であっても、オートテンパードマルテンサイトは得られるが、マルテンサイト変態とオートテンパが進行する温度が低温となるため、これらの進行が遅くなりやすく、所望のオートテンパードマルテンサイトを得るためには、Ｍが300℃以上の場合に比べて、冷却速度を小さくすることが必要となり、製造効率を悪化させるおそれがあるので、Ｍは300℃以上とすることが好ましい。
なお、フェライトの面積率は、例えば、1000〜3000倍のSEM写真の画像処理・解析によって測定される。フェライトは、上記した条件での焼鈍・冷却後の鋼板において観察されるものである。上記Ｍは、所望の成分組成の冷延鋼板を製造後、フェライトの面積率を求め、鋼板組成から求まる合金元素の含有量とともに上記（１）式から求めればよい。Ｍが300℃未満となる場合には、フェライトの面積率がより小さくなるように、例えば、第一温度域での焼鈍温度を高めるか、第二温度域での冷却速度を高めるなど適宜熱処理条件を調整して所望のＭを得られるようにすればよく、また（１）式中の成分組成の含有量を調整してもよい。
Furthermore, in the production method of the present invention, auto-tempering can be stably performed when M represented by the following formula (1) is 300 ° C. or higher.
M (° C.) = 540−361 × {[C%] / (1− [α%] / 100)} − 6 × [Si%] − 40 × [Mn%] + 30 × [Al%]
−20 × [Cr%] − 35 × [V%] − 10 × [Mo%] − 17 × [Ni%] − 10 × [Cu%] (1)
However, [X%] is the mass% of the alloy element X, and [α%] is the ferrite area ratio (%).
And
M represented by the above equation (1) is an approximate expression of the Ms point at which martensitic transformation starts empirically determined. This M is largely related to the precipitation behavior of iron-based carbides in martensite. It is thought that there is. Therefore, M can be used as an index for stably obtaining autotempered martensite containing 1 × 10 5 or more iron-based carbides in the range of 5 to 500 nm per 1 mm 2 . Even if M is less than 300 ° C., autotempered martensite can be obtained, but the temperature at which martensite transformation and autotemper progress is low, so these processes tend to be slow, and the desired autotempered martensite. In order to obtain a site, it is necessary to reduce the cooling rate as compared with the case where M is 300 ° C. or higher, and there is a possibility that the production efficiency is deteriorated. Therefore, M is preferably set to 300 ° C. or higher.
The area ratio of ferrite is measured by, for example, image processing / analysis of 1000 to 3000 times SEM photographs. Ferrite is observed in the steel sheet after annealing and cooling under the above conditions. The above M may be obtained from the above formula (1) together with the content of the alloy element obtained from the steel sheet composition after obtaining the area ratio of ferrite after producing a cold-rolled steel sheet having a desired component composition. When M is less than 300 ° C., heat treatment conditions are appropriately set such that, for example, the annealing temperature in the first temperature range is increased or the cooling rate is increased in the second temperature range so that the area ratio of ferrite becomes smaller. May be adjusted so as to obtain a desired M, and the content of the component composition in the formula (1) may be adjusted.
また、本発明の鋼板には、溶融亜鉛めっき処理あるいは合金化溶融亜鉛めっき処理を施すことができる。溶融亜鉛めっきおよび合金化溶融亜鉛めっき処理は、上記した条件での焼鈍・冷却・保持条件を満足した上で、420〜550℃の第三温度域で行うことが好ましく、この場合、溶融亜鉛めっき処理あるいはさらに合金化処理時間を含めて、550〜420℃の温度域での冷却に要する時間、すなわち420〜550℃の温度域での経過時間を300秒以下とする必要がある。 Moreover, the steel sheet of the present invention can be subjected to a hot dip galvanizing treatment or an alloying hot dip galvanizing treatment. The hot dip galvanizing and alloying hot dip galvanizing treatment is preferably performed in a third temperature range of 420 to 550 ° C. after satisfying the annealing, cooling and holding conditions under the above-described conditions. The time required for cooling in the temperature range of 550 to 420 ° C. including the treatment or further alloying treatment time, that is, the elapsed time in the temperature range of 420 to 550 ° C. needs to be 300 seconds or less.
溶融亜鉛めっきおよび合金化溶融亜鉛めっきの方法は以下のとおりである。まず、鋼板をめっき浴中に浸入させ、ガスワイピングなどで付着量を調整する。めっき浴中の溶解Al量は、0.08〜0.22％の範囲とする。処理温度は、溶融亜鉛めっきの場合はめっき浴の温度を450〜500℃の範囲とし、さらに合金化を施す場合には450〜550℃の範囲で合金化処理することが望ましい。めっき浴温あるいは合金化処理温度が550℃を超えると、第二相としてベイナイトやパーライトが生成し、目標とする強度や延性が得られないことがある。なお、めっき浴の温度は安定生産の観点から450℃以上とすることが好ましく、また合金化処理温度は450℃未満とすると、合金化速度が遅くなりすぎるため、450℃以上とすることが好ましい。
めっき付着量は片面当たり20〜150g/m2とすることが好ましい。めっき付着量が20g/m2未満では耐食性が不足し、一方150g/m2を超えても防食効果は飽和する。また、めっき層の合金化度は、めっき層中のFe含有量で７〜15質量％とすることが好ましい。合金化度が７質量％未満では、合金化ムラが生じ外観品質が劣化したり、めっき層中にζ相が生成され鋼板の摺動性が劣化したりする。一方、合金化度が15質量％を超えると硬質で脆いΓ相が多量に形成され、めっき密着性が劣化する。
The methods of hot dip galvanizing and alloying hot dip galvanizing are as follows. First, the steel sheet is infiltrated into the plating bath, and the amount of adhesion is adjusted by gas wiping or the like. The amount of dissolved Al in the plating bath is in the range of 0.08 to 0.22%. In the case of hot dip galvanizing, the temperature of the plating bath is preferably in the range of 450 to 500 ° C., and in the case of further alloying, the treatment temperature is preferably in the range of 450 to 550 ° C. When the plating bath temperature or the alloying treatment temperature exceeds 550 ° C., bainite or pearlite is generated as the second phase, and the target strength or ductility may not be obtained. The temperature of the plating bath is preferably 450 ° C. or higher from the viewpoint of stable production, and if the alloying treatment temperature is less than 450 ° C., the alloying speed becomes too slow, and therefore it is preferably 450 ° C. or higher. .
The plating adhesion amount is preferably 20 to 150 g / m 2 per side. If the coating weight is less than 20 g / m 2 , the corrosion resistance is insufficient, while if it exceeds 150 g / m 2 , the corrosion protection effect is saturated. Moreover, it is preferable that the alloying degree of a plating layer shall be 7-15 mass% by Fe content in a plating layer. If the degree of alloying is less than 7% by mass, unevenness in alloying will occur and the appearance quality will deteriorate, or the ζ phase will be generated in the plating layer and the slidability of the steel sheet will deteriorate. On the other hand, if the degree of alloying exceeds 15% by mass, a large amount of hard and brittle Γ phase is formed, and the plating adhesion deteriorates.
なお、本発明における一連の熱処理では、保持温度は一定である必要はなく、規定の範囲内であれば変動しても本発明の趣旨を損なわない。冷却速度についても同様である。また、熱履歴さえ満足すれば、鋼板はいかなる設備で熱処理を施されてもかまわない。さらに、オートテンパ処理後に、形状矯正のため本発明の鋼板に調質圧延をすることも本発明の範囲に含まれる。 In the series of heat treatments in the present invention, the holding temperature does not have to be constant, and even if it varies within a specified range, the gist of the present invention is not impaired. The same applies to the cooling rate. Moreover, as long as the thermal history is satisfied, the steel sheet may be heat-treated by any equipment. Furthermore, it is also included in the scope of the present invention to perform temper rolling on the steel sheet of the present invention for shape correction after autotempering.
以下、本発明を実施例によってさらに説明するが、下記の実施例は本発明を限定するものではない。また、本発明の要旨構成の範囲内で構成を変更することは、本発明の範囲に含まれるものとする。 EXAMPLES Hereinafter, although an Example demonstrates this invention further, the following Example does not limit this invention. In addition, changing the configuration within the scope of the gist configuration of the present invention is included in the scope of the present invention.
表１に示す成分組成になる鋼片を、1200℃に加熱したのち、900℃で仕上圧延を終了した熱延鋼板を前記した好適製造条件の温度範囲内（350〜720℃）で巻き取り、ついで熱延鋼板を酸洗後、50％の圧延率で冷間圧延し、板厚：1.4mmの冷延鋼板とした。得られた冷延鋼板を、表２に示す条件で熱処理を施した。
溶融亜鉛めっきは、めっき浴の温度：465℃、目付け量（片面あたり）：50g/m2となるように両面めっきを施した。また、合金化溶融亜鉛めっきは、めっき層の合金化度（Fe質量％(Fe含有量)）が10質量％となる条件で行った。得られた鋼板は、めっきの有無にかかわらず圧延率（伸び率）：0.3％の調質圧延を施した。
After the steel slab having the composition shown in Table 1 is heated to 1200 ° C, the hot-rolled steel sheet, which has been finish-rolled at 900 ° C, is wound up within the temperature range (350 to 720 ° C) of the preferred production conditions described above, Next, the hot-rolled steel sheet was pickled and cold-rolled at a rolling rate of 50% to obtain a cold-rolled steel sheet having a thickness of 1.4 mm. The obtained cold-rolled steel sheet was heat-treated under the conditions shown in Table 2.
In hot dip galvanization, double-sided plating was performed so that the temperature of the plating bath was 465 ° C. and the basis weight (per one side) was 50 g / m 2 . In addition, the alloying hot dip galvanizing was performed under the condition that the degree of alloying of the plating layer (Fe mass% (Fe content)) was 10 mass%. The obtained steel sheet was subjected to temper rolling with a rolling rate (elongation rate): 0.3% regardless of whether or not plating was present.
かくして得られた鋼板の諸特性を以下の方法で評価した。
各鋼板から２つの試料を切出して、一方はそのまま研磨、他方は200℃で120分保持する熱処理を施した後に研磨した。研磨面は、圧延方向に平行な断面とした。研磨面をSEMを用いて3000倍で鋼板の組織観察することにより、各相の面積率およびフェライトの平均粒径を測定した。なお、フェライトの平均粒径は前記したように組織観察において認められる各フェライト粒の長径の平均として求めた。そのまま研磨した試料のSEM観察により、1)フェライトの面積率、2)オートテンパードマルテンサイトの面積率、3)ベイナイトの面積率、4)フェライトの平均粒径を測定した。200℃で120分保持する熱処理を施した後に研磨した試料のSEM観察により、5)全てのマルテンサイトの面積率、6)残留オーステナイトの面積率を測定した。このような方法で鋼板組織の面積率を求めたのは、そのまま研磨した試料のSEM観察では、オートテンパードマルテンサイト以外のマルテンサイトと残留オーステナイトとの区別が困難であるからである。そこで、200℃で120分保持する熱処理を試料に施すことによって、全てのマルテンサイトに鉄系炭化物を析出させ、残留オーステナイトを単独で観察できるようにしたものである。なお、オートテンパードマルテンサイトは、そのまま研磨した試料のSEM観察の際に、大きさ：５〜500nmの鉄系炭化物が1mm2の範囲に１×105個以上析出している領域とした。また、そのまま研磨した試料と、200℃で120秒保持する熱処理を施した後に研磨した試料とで、マルテンサイト以外の相に変化がなかったことは確認済みである。
なお、上記オートテンパードマルテンサイトを決定する際の観察においては、鉄系炭化物の析出状態と大きさに応じて、10000〜30000倍の範囲で試料を観察した。また、鉄系炭化物の大きさは、個々の析出物の長径（最大径）と短径（最小径）の平均値とした。
Various properties of the steel sheet thus obtained were evaluated by the following methods.
Two samples were cut from each steel plate, one was polished as it was, and the other was polished after being subjected to a heat treatment held at 200 ° C. for 120 minutes. The polished surface was a cross section parallel to the rolling direction. By observing the structure of the steel sheet at 3000 times on the polished surface using SEM, the area ratio of each phase and the average grain size of ferrite were measured. In addition, the average particle diameter of the ferrite was obtained as the average of the long diameters of the respective ferrite grains observed in the structure observation as described above. By SEM observation of the sample polished as it was, 1) area ratio of ferrite, 2) area ratio of autotempered martensite, 3) area ratio of bainite, and 4) average particle diameter of ferrite were measured. By SEM observation of the sample polished after heat treatment held at 200 ° C. for 120 minutes, 5) the area ratio of all martensite and 6) the area ratio of residual austenite were measured. The reason why the area ratio of the steel sheet structure was obtained by such a method is that it is difficult to distinguish martensite other than autotempered martensite and retained austenite by SEM observation of a sample polished as it is. Therefore, by applying heat treatment to the sample for 120 minutes at 200 ° C., iron-based carbides are precipitated on all martensite, and the residual austenite can be observed alone. The autotempered martensite was a region in which 1 × 10 5 or more iron-based carbides having a size of 5 to 500 nm were deposited in the range of 1 mm 2 when the SEM observation of the polished sample was performed as it was. It was also confirmed that there was no change in the phases other than martensite between the sample polished as it was and the sample polished after being subjected to a heat treatment held at 200 ° C. for 120 seconds.
In the observation when determining the autotempered martensite, the sample was observed in a range of 10,000 to 30,000 times depending on the precipitation state and size of the iron-based carbide. Moreover, the magnitude | size of the iron-type carbide | carbonized_material was made into the average value of the long diameter (maximum diameter) and short diameter (minimum diameter) of each precipitate.
強度は、鋼板の圧延方向に対して直角方向からJIS５号試験片を採取し、引張試験をJIS Z2241に準拠して行った。引張強さ（TS）および全伸び（T.El）を測定し、強度と伸びのバランスを評価する引張強さと全伸びの積（TS×T.El）を算出した。 For the strength, a JIS No. 5 test piece was taken from a direction perpendicular to the rolling direction of the steel sheet, and a tensile test was performed in accordance with JIS Z2241. Tensile strength (TS) and total elongation (T.El) were measured, and the product of tensile strength and total elongation (TS × T.El) for evaluating the balance between strength and elongation was calculated.
曲げ加工性は、JIS Z 2248に準拠する曲げ試験の結果で評価した。鋼板の圧延方向に対して直角方向から幅：30mmのJIS３号試験片を採取し、押曲げ法により試験を行い、最小曲げ半径：Ｒmin（mm）を測定し、鋼板板厚：t（mm）で除したＲmin/tを算出した。 The bending workability was evaluated by the result of a bending test based on JIS Z 2248. Take a JIS No. 3 test piece with a width of 30mm from the direction perpendicular to the rolling direction of the steel sheet, test it by the push bending method, measure the minimum bending radius: Rmin (mm), and the steel sheet thickness: t (mm) Rmin / t divided by was calculated.
伸びフランジ性は、日本鉄鋼連盟規格JFST1001に準拠して評価した。得られた各鋼板を100mm×100mmに切断後、クリアランス：板厚の12％で直径10mmの穴を打ち抜いた後、内径75mmのダイスを用いて、しわ押さえ力：88.2kNで抑えた状態で、60°円錐のポンチを穴に押し込んで亀裂発生限界における穴直径を測定し、（２）の式から、限界穴拡げ率λ（％）を求め、この限界穴拡げ率の値から伸びフランジ性を評価した。なお、本発明では、λ≧15％を良好とした。
限界穴拡げ率λ（％）＝｛（Ｄｆ-Ｄ０）/Ｄ０｝×100 ・・・（２）
ただし、Ｄｆは亀裂発生時の穴径（mm）、Ｄ０は初期穴径（mm）とする。
Stretch flangeability was evaluated in accordance with Japan Iron and Steel Federation Standard JFST1001. After cutting each steel plate to 100mm x 100mm, clearance: punching out a hole with a diameter of 10mm at 12% of the plate thickness, using a die with an inner diameter of 75mm, with a wrinkle holding force of 88.2kN, Measure the hole diameter at the crack initiation limit by pushing a 60 ° conical punch into the hole, find the critical hole expansion ratio λ (%) from the equation (2), and determine the stretch flangeability from the value of this critical hole expansion ratio. evaluated. In the present invention, λ ≧ 15% is considered good.
Limit hole expansion rate λ (%) = {(D f −D 0 ) / D 0 } × 100 (2)
However, D f is the hole diameter at crack initiation (mm), D 0 is the initial hole diameter (mm).
以上の評価結果を表３に示す。 The above evaluation results are shown in Table 3.
同表から明らかなように、本発明の鋼板はいずれも、引張強さ：980MPa以上であり、曲げ加工性を示すＲmin/tも目標値を満たすことから、高強度と優れた曲げ加工性を両立していることが確認できる。なお、発明例中、Ｍが300℃以上のものは、曲げ加工性、特に高強度化を図った場合にも曲げ加工性が劣化しない点で優れている。 As is clear from the table, all the steel sheets of the present invention have a tensile strength of 980 MPa or more, and Rmin / t indicating bending workability also satisfies the target value. Therefore, high strength and excellent bending workability are achieved. It can be confirmed that both are compatible. In the examples of the invention, those having M of 300 ° C. or more are excellent in that the bending workability, in particular, the bending workability does not deteriorate even when the strength is increased.
これに対し、サンプルNo.9および11〜16は、成分組成が適正範囲外であることから、鋼板組織が適正範囲内とならず、高強度と優れた曲げ加工性を両立できていなかった。また、サンプルNo.２、３、６、26および27は、成分組成は適正範囲内であるが、サンプルNo.２では第二温度域における平均冷却速度が28℃/秒を超え、サンプルNo.３では第四温度域における冷却速度が10℃/秒を超え、サンプルNo.６では第二温度域における冷却速度が12℃/秒未満、サンプルNo.26では焼鈍温度が850℃を超え、サンプルNo.27では焼鈍温度が750℃未満で適正範囲外であることから、鋼板組織が適正範囲内とならず高強度と優れた曲げ加工性を両立できていなかった。 On the other hand, sample Nos. 9 and 11 to 16 had component compositions outside the proper range, so the steel sheet structure did not fall within the proper range, and both high strength and excellent bending workability could not be achieved. Samples Nos. 2, 3, 6, 26 and 27 have component compositions within an appropriate range, but sample No. 2 has an average cooling rate exceeding 28 ° C./second in the second temperature range. In No. 3, the cooling rate in the fourth temperature range exceeds 10 ° C / sec. In Sample No. 6, the cooling rate in the second temperature range is less than 12 ° C / sec. In Sample No. 26, the annealing temperature exceeds 850 ° C. In No. 27, since the annealing temperature was less than 750 ° C. and outside the proper range, the steel sheet structure was not within the proper range, and both high strength and excellent bending workability could not be achieved.
Claims (6)
Ｃ：0.1〜0.2％、
Si：2.0％以下、
Mn：1.0〜3.0％、
Ｐ：0.1％以下、
Ｓ：0.07％以下、
Al：1.0％以下、
Cr：0.1〜3.0％および
Ｎ：0.01％以下
を含有し、残部はFeおよび不可避不純物からなり、鋼組織として面積率で、フェライトが20〜60％、マルテンサイトが40〜80％、ベイナイトが５％以下および残留オーステナイトが５％以下である複合組織を有し、該フェライトの平均粒径が８μm以下であり、該マルテンサイトのうち面積比で3/4以上が、大きさ：５〜500nmの鉄系炭化物を１mm2あたり１×105個以上析出させたオートテンパードマルテンサイトであって、引張強さが980MPa以上であることを特徴とする高強度鋼板。 % By mass
C: 0.1-0.2%
Si: 2.0% or less,
Mn: 1.0-3.0%
P: 0.1% or less,
S: 0.07% or less,
Al: 1.0% or less,
Cr: 0.1-3.0% and N: 0.01% or less, the balance is made of Fe and inevitable impurities, and the steel structure has an area ratio of 20-60% for ferrite, 40-80% for martensite, and 5 for bainite. % Or less and 5% or less of retained austenite, the average grain size of the ferrite is 8 μm or less, and the martensite has an area ratio of 3/4 or more, with a size of 5 to 500 nm. A high-strength steel sheet, which is auto-tempered martensite on which 1 × 10 5 or more iron-based carbides are deposited per 1 mm 2 and has a tensile strength of 980 MPa or more.
記
（ａ群）Ｖ：0.005〜1.0％およびMo：0.005〜0.5％のうちから選ばれる１種または２種
（ｂ群）Ti：0.01〜0.1％およびNb：0.01〜0.1のうちから選ばれる１種または２種
（ｃ群）Ｂ：0.0003〜0.0050％
（ｄ群）Ni：0.05〜2.0％およびCu：0.05〜2.0％のうちから選ばれる１種または２種
（ｅ群）Ca：0.001〜0.005％およびREM：0.001〜0.005％のうちから選ばれる１種または２種 The steel sheet further contains, in mass%, one or more elements selected from any one or two or more element groups represented by (a group) to (e group) below. The high-strength steel sheet according to claim 1.
(Group a) V: 0.005 to 1.0% and Mo: 1 or 2 types selected from 0.005 to 0.5% (Group b) Ti: 0.01 to 0.1% and Nb: 1 selected from 0.01 to 0.1 Species or 2 types (Group c) B: 0.0003 to 0.0050%
(Group d) 1 or 2 types selected from Ni: 0.05 to 2.0% and Cu: 0.05 to 2.0% (Group e) Ca: 0.001 to 0.005% and REM: 1 selected from 0.001 to 0.005% Species or two
記
Ｍ（℃）＝540−361×{[Ｃ％]/(１−[α％]/100)−６×[Si％]−40×[Mn％]＋30×[Al％]
−20×[Cr％]−35×[Ｖ％]−10×[Mo％]−17×[Ni％]−10×[Cu％]・・・（１）
ただし、[Ｘ％]は鋼板の成分元素Ｘの質量％、[α％]はフェライトの面積率（％）とする。 6. The method for producing a high-strength steel sheet according to claim 4, wherein in the steel slab, M represented by the following formula (1) is 300 ° C. or more.
M (° C.) = 540−361 × {[C%] / (1− [α%] / 100) −6 × [Si%] − 40 × [Mn%] + 30 × [Al%]
−20 × [Cr%] − 35 × [V%] − 10 × [Mo%] − 17 × [Ni%] − 10 × [Cu%] (1)
However, [X%] is the mass% of the component element X of the steel sheet, and [α%] is the area ratio (%) of the ferrite.
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