JP2017115239A - 極低温靭性に優れた厚鋼板 - Google Patents
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Abstract
【課題】高強度と-196℃以下での極低温靭性に優れた厚鋼板の提供
【解決手段】所定の成分組成を満足すると共に、−196℃において存在する残留オーステナイト相の体積分率vが4.0〜12%であり、且つ、厚鋼板の板厚をtとしたとき下記式(1)で示される破面単位構成パラメータM値が2.4以上を満足する極低温靭性に優れた厚鋼板。M値=(DI×v2)/t・・・(1)DI=1.16×([C]/10)0.5×(0.7×[Si]+1)×(1+3.33×[Mn])×(1+0.35×[Cu])×(1+0.36×[Ni])×(1+2.16×[Cr])×(1+3×[Mo])×(1+1.75×[V])×1・・・(2)(DIは下記式(2)で算出される値)
【選択図】図1
【解決手段】所定の成分組成を満足すると共に、−196℃において存在する残留オーステナイト相の体積分率vが4.0〜12%であり、且つ、厚鋼板の板厚をtとしたとき下記式(1)で示される破面単位構成パラメータM値が2.4以上を満足する極低温靭性に優れた厚鋼板。M値=(DI×v2)/t・・・(1)DI=1.16×([C]/10)0.5×(0.7×[Si]+1)×(1+3.33×[Mn])×(1+0.35×[Cu])×(1+0.36×[Ni])×(1+2.16×[Cr])×(1+3×[Mo])×(1+1.75×[V])×1・・・(2)(DIは下記式(2)で算出される値)
【選択図】図1
Description
本発明は、厚鋼板に関し、詳細には、Ni含有量が5.50〜7.5%であっても、−196℃での極低温下における靭性[特に、板幅方向(C方向)の靭性]が良好な厚鋼板に関する。以下では、上記の極低温下に曝される液化天然ガス(Liquefied Natural Gas;LNG)向けの厚鋼板を中心に説明するが、本発明の厚鋼板はこれに限定されず、−196℃での極低温下に曝される用途の厚鋼板全般にも適用できる。
液化天然ガス(LNG)の貯蔵タンクに用いられるLNGタンク用厚鋼板は、高い強度に加え、−196℃の極低温に耐えられる高い靭性が求められる。これまで、上記用途に用いられる厚鋼板としては、Niを9%程度含有する厚鋼板(9%Ni鋼)が用いられてきた。しかし、近年、Niのコストが上昇しているため、Ni含有量を9%未満に低減しても、極低温靭性に優れた厚鋼板の開発が進められている。
例えば、非特許文献1には、6%Ni鋼の低温靭性に及ぼすα−γ2相共存域(Ac1点〜Ac3点間)熱処理(L処理と呼ばれることがある。)の影響について記載されている。詳細には、焼戻し処理の前に、α−γ2相共存域熱処理を加えることにより、通常の焼入れ焼戻し処理を受けた9%Ni鋼と同等以上の、−196℃での極低温靭性を付与できること;この熱処理は、C方向(板幅方向)の試験片の靭性も向上させること;これらの効果は、多量の微細かつ極低温での衝撃荷重に対しても安定な残留オーステナイトの存在によるものであること、などが記載されている。しかし、上記非特許文献1に記載の試験片は、L方向(圧延方向)の極低温靭性は優れているものの、C方向(板幅方向)の極低温靭性はL方向に比べて劣る傾向にあった。
上記非特許文献1と同様の技術が、特許文献1および特許文献2に示されている。これらのうち特許文献1には、Niを4.0〜10%含有し、オーステナイト粒度などが所定範囲に制御された鋼を熱間圧延してからAc1点〜Ac3点間に加熱し(上記非特許文献1に記載のL処理に相当)、次いで冷却する処理を1回または2回以上繰り返した後、Ac1点以下の温度で焼戻す方法が記載されている。また特許文献2には、Niを4.0〜10%含有し、熱間圧延前のAlNの大きさを1μm以下にした鋼に対し、上記特許文献1と同様の熱処理(L処理→焼戻し処理)を行なうことが記載されている。これらの文献には、−196℃での衝撃値(vE−196)が記載されているが、この衝撃値は、L方向のものと推察され、C方向の衝撃値は不明である。
また、非特許文献2には、上記L処理(2相共存域熱処理)とTMCP(Thermo−Mechanical Control Process)を組み合わせたLNGタンク用6%Ni鋼の開発について記載されている。この非特許文献2には、L方向(圧延方向)の靭性が高い値を示すことが記載されている。
また、特許文献3には、−165℃以下の低温環境下でも9%Ni鋼並みの耐破壊安全性に優れたNi低減型の低温用厚鋼板が記載されている。この低温用厚鋼板は、5.0%を超え8.0%未満のNiを含有しており、常温での降伏強度は590MPa以上である。この特許文献3には、加熱した鋼塊に対する粗圧延において、粗圧延終了時の鋼塊厚さが製品厚さの3〜8倍になるまで圧下することにより、厚鋼板の靭性を向上させることが記載されている。また、実施例には、圧延直角方向から採取した試験片を用い、−165℃における引張試験を行ない、引張強さTSと降伏強さYSを測定すると共に、破面の単位面積あたりのシャルピー吸収エネルギーvE−196を測定することが記載されている。このシャルピー吸収エネルギーvE−196は、試験片3本の平均値として求めている。
また、非特許文献3には、Niを5〜11%程度含む鋼に2相域熱処理を施し、焼戻しマルテンサイト中に安定な残留オーステナイトを少量分散させた組織にすると、せん移温度が大きく低下し、低温でも優れた靭性を示すことが記載されている。これはラス境界に沿ってオーステナイトが生成することによって、へき開破面単位となるブロックやパケットが分断され、微細化することによると記載されている。
以上のように、これまでにも、Ni含有量が4.0〜11%程度のNi鋼について低温靭性を改善する技術がいくつか提案されている。しかし、上述した文献では、−196℃という極低温における靭性、特に、C方向における極低温靭性は充分に検討されていなかった。詳細には、母材の引張強度TSが690〜830MPaで、降伏強度YSが590MPa以上の高強度厚鋼板について、C方向での極低温靭性を改善する技術は検討されていなかった。
また、上述した文献では、脆性破面率について検討されていなかった。脆性破面率とは、シャルピー衝撃試験で荷重がかかったときに生じる脆性破面の面積率を示したものである。脆性破壊が発生した部位では、破壊に至るまでに鋼材に吸収されるエネルギーが著しく小さくなり、容易に破壊が進行するようになるため、極低温靭性向上技術においては、−196℃での脆性破面率を10%以下とすることも極めて重要な要件となる。
本出願人は、Ni含有量が5.0〜7.5%程度のNi鋼において−196℃での極低温靭性(特に、C方向の極低温靭性)に優れており、脆性破面率を10%以下に抑制した高強度厚鋼板を特許文献4に提案している。この厚鋼板は、鋼中に存在する、最大径が0.1μm超のMn系介在物の含有量が0.001から0.07質量%であり、且つ、−196℃において存在する残留オーステナイト相の分率が2.0〜12.0体積%であるところに特徴がある。
矢野清之助、「6%Ni鋼の低温靭性に及ぼすα−γ2相共存域熱処理の影響」、鉄と鋼、第59年(1973)第6号、p752〜763
古谷、「LNGタンク用6%Ni鋼の開発」、CAMP−ISIJ、Vol.23(2010)、p1322
牧正志、「最近における鋼の強靭化」、日本金属学会会報、第27巻、第8号(1988)
本出願人が先に提案した上記特許文献4では、−196℃での極低温靭性(特に、C方向の極低温靭性)を、−196℃での脆性破面率によって評価していた。しかし、本発明者らが更に検討を重ねた結果、−196℃における極低温靭性を一層向上させるには、−196℃での脆性破面率を10%以下に抑えたうえで、−196℃で汎用のシャルピー衝撃試験を行ったときに安定した靭性が得られる必要があった。即ち、複数の試験片を用いて−196℃でシャルピー衝撃試験を行ったときに、吸収エネルギーの平均値ではなく、最低値を150J以上とすればよいことが判明した。
本発明は上記事情に鑑みてなされたものであって、その目的は、Ni含有量が5.50〜7.5%のNi鋼において、引張強度が690〜830MPa、降伏強度が590MPa以上、−196℃でシャルピー衝撃試験を行ったときに、脆性破面率が10%以下であることを前提とし、吸収エネルギーの最低値が150J以上を満足している特にC方向の極低温靭性に優れた厚鋼板を提供することにある。
上記課題を解決することのできた本発明に係る極低温靭性に優れた厚鋼板とは、質量%で、C:0.04〜0.09%、Si:0%超0.30%以下、Mn:0.50〜1.10%、P:0%超0.004%以下、S:0%超0.0030%未満、Al:0.010〜0.040%、Ni:5.50〜7.5%、Cr:0.30〜0.6%、Mo:0%超0.20%以下、およびN:0%超0.0055%以下を含有し、残部が鉄および不可避不純物からなる厚鋼板である。そして、−196℃において存在する残留オーステナイト相の体積分率vが4.0〜12%であり、且つ、前記厚鋼板の板厚をtとしたとき下記式(1)で示される破面単位構成パラメータM値が2.4以上を満足する点に要旨を有する。下記式(1)において、DIは下記式(2)で算出される値であり、[ ]は質量%で各元素の含有量を示す。
M値=(DI×v2)/t ・・・(1)
DI=1.16×([C]/10)0.5×(0.7×[Si]+1)×(1+3.33×[Mn])×(1+0.35×[Cu])×(1+0.36×[Ni])×(1+2.16×[Cr])×(1+3×[Mo])×(1+1.75×[V])×1 ・・・(2)
M値=(DI×v2)/t ・・・(1)
DI=1.16×([C]/10)0.5×(0.7×[Si]+1)×(1+3.33×[Mn])×(1+0.35×[Cu])×(1+0.36×[Ni])×(1+2.16×[Cr])×(1+3×[Mo])×(1+1.75×[V])×1 ・・・(2)
上記厚鋼板は、更に、他の元素として、質量%で、
(a)Cu:0%超0.3%以下、および/または
(b)Nb:0%超0.03%以下、Ti:0%超0.025%以下、およびV:0%超0.03%以下よりなる群から選択される少なくとも一種、
を含有してもよい。
(a)Cu:0%超0.3%以下、および/または
(b)Nb:0%超0.03%以下、Ti:0%超0.025%以下、およびV:0%超0.03%以下よりなる群から選択される少なくとも一種、
を含有してもよい。
本発明では、−196℃において存在する残留オーステナイト(γ)相の体積分率vが所定の範囲となるように制御したうえで、厚鋼板の成分組成により算出されるDI、上記体積分率v、および厚鋼板の板厚tに基づいて算出される破面単位構成パラメータM値を適切に調整している。そのため、引張強度が690〜830MPa、降伏強度が590MPa以上、−196℃でシャルピー衝撃試験を行ったときに、脆性破面率が10%以下を満足したうえで、更に吸収エネルギーの最低値を150J以上とすることができる。この厚鋼板は、特にC方向の極低温靭性に優れたものとなる。
本発明者らは、上記特許文献4の技術を提案した後も、高強度を確保したうえで、−196℃におけるC方向の極低温靭性を一層改善するために、鋭意検討を重ねてきた。その結果、高強度と−196℃におけるC方向の極低温靭性を両立させるには、上記特許文献4と同様、−196℃において存在する残留オーステナイト相の体積分率vを4.0〜12%とすることが重要であること、更に、厚鋼板の成分組成より算出されるDI、上記体積分率v、および厚鋼板の板厚tに基づいて算出される破面単位構成パラメータM値を2.4以上に制御すれば良いことを見出し、本発明を完成した。特に上記破面単位構成パラメータM値を適切に制御することによって、靭性を劣化させる破面単位の粗大化を抑えられるため、非常に優れた極低温靭性が実現される。
本明細書において「極低温靭性に優れる」とは、後記する実施例の欄に記載の方法によって−196℃でC方向(板幅方向)のシャルピー衝撃試験を行なったときに、脆性破面率が10%以下で、且つ吸収エネルギーの最低値が150J以上を満足することを意味する。後記する実施例では、L方向(圧延方向)のシャルピー衝撃試験は行なっていないが、経験則から、C方向での靭性が良好であれば、L方向での靭性も必然的に良好になると考えられる。
本明細書において「厚鋼板」とは、鋼板の厚さがおおむね、6〜50mmのものを意味する。
以下、本発明に係る厚鋼板について説明する。
まず、本発明の厚鋼板の成分組成について説明する。
本発明の厚鋼板は、基本成分として、質量%で、C:0.04〜0.09%、Si:0%超0.30%以下、Mn:0.50〜1.10%、P:0%超0.004%以下、S:0%超0.0030%未満、Al:0.010〜0.040%、Ni:5.50〜7.5%、Cr:0.30〜0.6%、Mo:0%超0.20%以下、およびN:0%超0.0055%以下を含有する。なお、以下、%は、質量%を意味する。
Cは、強度を高めると共に、−196℃における残留γ量を確保するために必要な元素である。C量が0.04%未満では、強度不足となる。また、−196℃において残留γ量を確保できないため、極低温靭性を改善できない。従って本発明では、C量は0.04%以上とする。C量は、好ましくは0.045%以上、より好ましくは0.05%以上である。しかし、C量が0.09%を超えると、強度が高くなり過ぎて極低温靭性が却って劣化する。従って本発明では、C量は0.09%以下とする。C量は、好ましくは0.08%以下、より好ましくは0.07%以下である。
Siは、脱酸材として作用する元素である。こうした効果を有効に発揮させるには、Si量は、好ましくは0.01%以上である。Si量は、より好ましくは0.03%以上、更に好ましくは0.05%以上である。しかし、Siを過剰に含有すると、硬質の島状マルテンサイト相の生成が促進され、極低温靭性を改善できない。従って本発明では、Si量は0.30%以下とする。Si量は、好ましくは0.25%以下、より好ましくは0.20%以下である。
Mnは、γを安定化する元素であり、−196℃における残留γ量を確保するために必要な元素である。こうした観点から本発明では、Mn量は0.50%以上とする。Mn量は、好ましくは0.60%以上、より好ましくは0.70%以上である。しかし、Mnを過剰に含有すると、焼戻し脆化をもたらすため、極低温靭性を改善できない。従って本発明では、Mn量は1.10%以下とする。Mn量は、好ましくは1.05%以下、より好ましくは1.00%以下である。
Pは、粒界脆化の原因となる不純物元素であり、極低温靭性を改善できない。従って本発明では、P量は0.004%以下とする。P量は、好ましくは0.003%以下、より好ましくは0.002%以下である。P量は少なければ少ないほど良いが、工業的にP量を0%にすることは困難である。
Sは、上記Pと同様、粒界脆化の原因となる不純物元素である。Sを過剰に含有すると、脆性破面率が高くなり、極低温靭性を改善できない。従って本発明では、S量は0.0030%未満とする。S量は、好ましくは0.0025%以下、より好ましくは0.0020%以下である。S量は少なければ少ないほど良いが、工業的にS量を0%にすることは困難である。
Alは、脱酸剤として作用する元素であり、Al量が少なすぎると鋼中の酸素濃度が上昇し、粗大なAl系介在物の量が増加し、極低温靭性を改善できない。従って本発明では、Al量は0.010%以上とする。Al量は、好ましくは0.015%以上、より好ましくは0.020%以上である。しかしAl量が過剰になると、Siと同様、硬質の島状マルテンサイト相の生成が促進され、極低温靭性を改善できない。従って本発明では、Al量は0.040%以下とする。Al量は、好ましくは0.035%以下、より好ましくは0.030%以下である。
Niは、−196℃における残留γ量を確保し、極低温靭性の向上に必要な元素である。従って本発明では、Ni量は5.50%以上とする。Ni量は、好ましくは6.00%以上、より好ましくは6.50%以上である。しかしNiはできるだけ含有するのが好ましいが、Niを過剰に含有するとコスト高となる。従って本発明では、Ni量は7.5%以下とする。Ni量は、好ましくは7.4%以下、より好ましくは7.3%以下である。
Crは、焼入れ性を高め、強度を確保するために必要な元素である。こうした効果を発揮させるため、本発明では、Cr量は0.30%以上とする。Cr量は、好ましくは0.35%以上、より好ましくは0.40%以上である。しかしCrを過剰に含有すると、強度が高くなり過ぎて極低温靭性が却って劣化する。従って本発明では、Cr量は0.6%以下とする。Cr量は、好ましくは0.55%以下、より好ましくは0.50%以下である。
Moは、強度を高め、極低温靭性を向上させる元素である。このような作用を有効に発揮させるには、Mo量は0.01%以上が好ましい。Mo量は、より好ましくは0.02%以上、更に好ましくは0.03%以上である。しかし、Moを過剰に含有すると、強度が高くなり過ぎて極低温靭性が却って劣化する。従って本発明では、Mo量は0.20%以下とする。Mo量は、好ましくは0.18%以下、更に好ましくは0.16%以下である。
Nは、歪時効により極低温靭性を低下させる元素である。従って本発明では、N量は0.0055%以下とする。N量は、好ましくは0.0050%以下、より好ましくは0.0045%以下である。N量は少なければ少ないほど良いが、工業的にN量を0%にすることは困難である。
本発明の厚鋼板は上記成分を基本成分として含み、残部は、鉄および不可避不純物である。不可避不純物とは、厚鋼板を工業的に製造する際に、鉱石やスクラップ等のような原料を始めとして、製造工程の種々の要因によって混入する成分であって、本発明に悪影響を与えない範囲で許容されるものを意味する。
本発明では、更なる特性の付与を目的として、以下の選択成分((a)および(b)の少なくとも1つ)を含有することができる。
(a)Cu:0%超0.3%以下。
(b)Nb:0%超0.03%以下、Ti:0%超0.025%以下、およびV:0%超0.03%以下よりなる群から選択される少なくとも一種。
(a)Cu:0%超0.3%以下。
(b)Nb:0%超0.03%以下、Ti:0%超0.025%以下、およびV:0%超0.03%以下よりなる群から選択される少なくとも一種。
(a)Cuは、γを安定化する元素であり、−196℃における残留γ量を確保するために寄与する。こうした作用を有効に発揮させるには、Cu量は0.001%以上が好ましい。Cu量は、より好ましくは0.002%以上、更に好ましくは0.010%以上である。しかし、Cuを過剰に含有すると、強度が高くなり過ぎて極低温靭性が却って劣化することがある。従って本発明では、Cu量は0.3%以下とすることが好ましい。Cu量はより好ましくは0.25%以下、更に好ましくは0.10%以下である。
(b)Nb、Ti、およびVは、いずれも炭窒化物として析出し、強度を高める元素である。Nb、Ti、およびVは、単独で含有しても良いし、2種以上を含有してもよい。
上記作用を有効に発揮させるには、Nb量は、好ましくは0.001%以上、より好ましくは0.003%以上、更に好ましくは0.005%以上である。Ti量は、好ましくは0.0001%以上、より好ましくは0.0005%以上、更に好ましくは0.0010%以上である。V量は、好ましくは0.0001%以上、より好ましくは0.0005%以上、更に好ましくは0.0010%以上である。
しかし、上記元素を過剰に含有すると、強度が高くなり過ぎて極低温靭性が却って劣化することがある。従って本発明では、Nb量は、好ましくは0.025%以下、より好ましくは0.02%以下、更に好ましくは0.01%以下である。Ti量は、好ましくは0.02%以下、より好ましくは0.01%以下、更に好ましくは0.005%以下である。V量は、好ましくは0.025%以下、より好ましくは0.02%以下、更に好ましくは0.01%以下である。
以上、本発明に係る厚鋼板の成分組成について説明した。
本発明に係る厚鋼板は、−196℃において存在する残留γ相の体積分率vが4.0〜12%を満足する必要がある。−196℃において存在する残留γは、極低温靭性の向上に寄与する。こうした作用を発揮させるために、本発明では、−196℃における金属組織全体に占める残留γ相の体積分率を4.0%以上とする。上記体積分率は、好ましくは6.0%以上、より好ましくは7.0%以上である。しかし、残留γはマトリクス相(母相)に比べて軟質であるため、残留γ量が過剰になると降伏強度YSが低くなる。従って本発明では、−196℃における金属組織全体に占める残留γ相の体積分率を12%以下とする。上記体積分率は、好ましくは10.0%以下、より好ましくは9.0%以下である。
なお、本発明の厚鋼板の金属組織は、−196℃において存在する残留γ相の体積分率vが重要であり、残留γ以外の組織は、特に限定されず、厚鋼板に通常存在するものであれば良い。
残留γ以外の組織としては、例えば、ベイナイト、マルテンサイト、セメンタイト等の炭化物などが挙げられる。
本発明に係る厚鋼板は、−196℃における金属組織全体に占める残留γ相の体積分率vが上記範囲を満足したうえで、該体積分率vと、厚鋼板の板厚t(mm)と、厚鋼板の成分組成により算出されるDIとに基づいて、下記式(1)から算出される破面単位構成パラメータM値が2.4以上を満足する必要がある。
M値=(DI×v2)/t ・・・(1)
M値=(DI×v2)/t ・・・(1)
上記式(1)において、DIは下記式(2)で算出される値であり、[ ]は質量%で各元素の含有量を示している。
DI=1.16×([C]/10)0.5×(0.7×[Si]+1)×(1+3.33×[Mn])×(1+0.35×[Cu])×(1+0.36×[Ni])×(1+2.16×[Cr])×(1+3×[Mo])×(1+1.75×[V])×1 ・・・(2)
DI=1.16×([C]/10)0.5×(0.7×[Si]+1)×(1+3.33×[Mn])×(1+0.35×[Cu])×(1+0.36×[Ni])×(1+2.16×[Cr])×(1+3×[Mo])×(1+1.75×[V])×1 ・・・(2)
上記破面単位構成パラメータM値が2.4を下回ると、−196℃での脆性破面率を10%以下に抑えることができない。即ち、引張強度が690〜830MPaの高強度を確保しつつ、−196℃での脆性破面率を10%以下に抑えて極低温靭性を改善するには、破面単位を微細化する必要がある。破面単位となるブロックやパケットは、ラス境界に沿って生成したオーステナイトによって分断されることにより微細化することが、従来技術として挙げた非特許文献3などに記載されている。しかし、オーステナイトによって分断させる方法では、母材組織のブロック径が粗大であると、オーステナイトの生成サイトが減り、二相域熱処理時に生成するオーステナイト量が少なくなり、破面単位が粗大になるため、所望の靭性を確保することは困難である。
ブロック径は、DIとも相関があり、DIが大きくなるとブロック径は小さくなる。そこで、本発明では、鋼の成分組成に基づいて算出されるDIを、−196℃における残留オーステナイト相の体積分率と、板厚との関係で調整すれば、ブロック径を制御できることを見出した。
ブロック径は、DIとも相関があり、DIが大きくなるとブロック径は小さくなる。そこで、本発明では、鋼の成分組成に基づいて算出されるDIを、−196℃における残留オーステナイト相の体積分率と、板厚との関係で調整すれば、ブロック径を制御できることを見出した。
上記M値は、好ましくは2.6以上、より好ましくは2.8以上、更に好ましくは3.0以上である。M値は、鋼の成分組成、−196℃における残留γ相の体積分率v、厚鋼板の板厚tに基づいて定められ、M値を大きくするためには、DIや残留γ相の形成に関与する合金元素の添加が有効である。しかし、コスト低減の観点から、M値の上限はおおよそ24である。上記M値は、より好ましくは17以下、更に好ましくは15以下である。
次に、本発明に係る厚鋼板を製造する方法について説明する。
本発明の厚鋼板は、常法に従って溶製して得られた鋼片を、1000〜1150℃に加熱した後、オーステナイトの未再結晶温度域で熱間圧延すると共に、830℃以下の温度域における累積圧下率を25%以上、仕上圧延温度を680℃以上に制御して製造する。仕上圧延後は、200℃以下の温度域まで平均冷却速度を4℃/秒以上で加速冷却する。冷却後は、二相域の温度に加熱し、保持した後、200℃以下の温度域まで平均冷却速度を4℃/秒以上で加速冷却し、焼戻し処理する。
以下、詳細に説明する。
(1)加熱温度
溶製して得られた鋼片は、1000〜1150℃に加熱する。鋼材の極低温靭性を向上させるには、熱間圧延前における鋼片のオーステナイト粒が微細であることが重要であり、熱間圧延前における鋼片のオーステナイト粒を微細化することによって、−196℃において存在する残留γ量を確保できる。従って本発明では、熱間圧延前における鋼片の加熱温度を1000℃以上とする。加熱温度は、好ましくは1010℃以上、より好ましくは1020℃以上である。しかし加熱温度が高すぎるとγが粗大化し、極低温靭性が劣化することがある。従って本発明では、上記加熱温度を1150℃以下とする。上記加熱温度は、好ましくは1140℃以下、より好ましくは1130℃以下である。
溶製して得られた鋼片は、1000〜1150℃に加熱する。鋼材の極低温靭性を向上させるには、熱間圧延前における鋼片のオーステナイト粒が微細であることが重要であり、熱間圧延前における鋼片のオーステナイト粒を微細化することによって、−196℃において存在する残留γ量を確保できる。従って本発明では、熱間圧延前における鋼片の加熱温度を1000℃以上とする。加熱温度は、好ましくは1010℃以上、より好ましくは1020℃以上である。しかし加熱温度が高すぎるとγが粗大化し、極低温靭性が劣化することがある。従って本発明では、上記加熱温度を1150℃以下とする。上記加熱温度は、好ましくは1140℃以下、より好ましくは1130℃以下である。
(2)熱間圧延
上記鋼片を上記温度範囲に加熱した後、オーステナイトの未再結晶温度域で熱間圧延を行ない、830℃以下の温度域における累積圧下率を25%以上、仕上圧延温度を680℃以上とする。熱間圧延を、オーステナイトの未再結晶温度域で行ない、830℃以下の温度域における累積圧下率を好ましくは25%以上とすることによって、組織を微細化できる。上記累積圧下率は、好ましくは30%以上、より好ましくは35%以上である。
上記鋼片を上記温度範囲に加熱した後、オーステナイトの未再結晶温度域で熱間圧延を行ない、830℃以下の温度域における累積圧下率を25%以上、仕上圧延温度を680℃以上とする。熱間圧延を、オーステナイトの未再結晶温度域で行ない、830℃以下の温度域における累積圧下率を好ましくは25%以上とすることによって、組織を微細化できる。上記累積圧下率は、好ましくは30%以上、より好ましくは35%以上である。
上記仕上圧延温度が680℃を下回ると、集合組織が著しく発達し、極低温靭性が低下することがある。従って本発明では、上記仕上圧延温度は680℃以上とし、好ましくは685℃以上、より好ましくは690℃以上である。上記仕上圧延温度の上限は、例えば、800℃とすることが好ましい。
(3)熱間圧延後の冷却
熱間圧延後は、200℃以下の温度域まで冷却する。この冷却時の平均冷却速度は、4℃/秒以上とする。平均冷却速度を4℃/秒以上とすることによって、マルテンサイトを生成させることができる。上記平均冷却速度は、好ましくは5℃/秒以上、より好ましくは6℃/秒以上である。上記平均冷却速度の上限は特に限定されないが、例えば、50℃/秒とすることが好ましい。
熱間圧延後は、200℃以下の温度域まで冷却する。この冷却時の平均冷却速度は、4℃/秒以上とする。平均冷却速度を4℃/秒以上とすることによって、マルテンサイトを生成させることができる。上記平均冷却速度は、好ましくは5℃/秒以上、より好ましくは6℃/秒以上である。上記平均冷却速度の上限は特に限定されないが、例えば、50℃/秒とすることが好ましい。
上記熱間圧延終了後の冷却停止温度は、200℃以下である。上記熱間圧延終了後の冷却停止温度が200℃を超えると、マルテンサイトが生成しにくくなるため、強度が低下することがある。上記熱間圧延終了後の冷却停止温度は、好ましくは150℃以下、より好ましくは100℃以下である。
(4)二相域での加熱温度TL
熱間圧延後、200℃以下の温度域に冷却した後は、二相域の温度TL(℃)に加熱し、保持する。二相域の温度TLで加熱保持することによって、−196℃において存在する残留γ量を所定の範囲に制御できる。
熱間圧延後、200℃以下の温度域に冷却した後は、二相域の温度TL(℃)に加熱し、保持する。二相域の温度TLで加熱保持することによって、−196℃において存在する残留γ量を所定の範囲に制御できる。
二相域の温度TLとは、Ac1点以上Ac3点以下の温度範囲である。加熱温度は、より好ましくはAc1点+60℃以上であり、より好ましくはAc3点−10℃以下である。なお、本発明で規定する成分組成を有する厚鋼板のAc1点の温度は、おおよそ600℃であり、Ac3点の温度は、おおよそ750℃であるため、二相域での加熱温度TLは、600〜750℃に制御してもよい。二相域での加熱温度TLは、より好ましくは660℃以上であり、より好ましくは740℃以下である。
本明細書において、Ac1点、およびAc3点は、下記式に基づいて算出されるものである(「講座・現代の金属学 材料編4 鉄鋼材料」、社団法人日本金属学会より)。
Ac1点=723−10.7×[Mn]−16.9×[Ni]+29.1×[Si]+16.9×[Cr]+290×[As]+6.38×[W] ・・・(3)
Ac3点=910−203×[C]0.5−15.2×[Ni]+44.7×[Si]+104×[V]+31.5×[Mo]+13.1×[W] ・・・(4)
Ac1点=723−10.7×[Mn]−16.9×[Ni]+29.1×[Si]+16.9×[Cr]+290×[As]+6.38×[W] ・・・(3)
Ac3点=910−203×[C]0.5−15.2×[Ni]+44.7×[Si]+104×[V]+31.5×[Mo]+13.1×[W] ・・・(4)
上記式中、[ ]は、質量%で、鋼中の合金元素量を意味する。なお、本発明では、AsおよびWは鋼中成分として含まれないため、上記式において、[As]および[W]はいずれも0%として計算する。
(5)二相域での保持時間tL
上記二相域での保持時間tL(分)は、15〜40分とする。保持時間tLが15分未満では、γ相への合金元素の濃縮が充分に進まないため、強度が低下する。保持時間tLは、好ましくは20分以上、より好ましくは25分以上である。しかし、保持時間tLが40分を超えると、α相が焼鈍され、強度が低下する。保持時間tLは、好ましくは35分以下、より好ましくは30分以下である。
上記二相域での保持時間tL(分)は、15〜40分とする。保持時間tLが15分未満では、γ相への合金元素の濃縮が充分に進まないため、強度が低下する。保持時間tLは、好ましくは20分以上、より好ましくは25分以上である。しかし、保持時間tLが40分を超えると、α相が焼鈍され、強度が低下する。保持時間tLは、好ましくは35分以下、より好ましくは30分以下である。
二相域で加熱保持した後は、200℃以下まで冷却する。この冷却時の平均冷却速度は、4℃/秒以上として焼入れする。平均冷却速度が4℃/秒未満では、オーステナイトの一部がマルテンサイト変態せず、強度低下や残留γ量不足となることがある。平均冷却速度は、好ましくは5℃/秒以上、より好ましくは6℃/秒以上である。
(6)焼戻し温度T3
二相域で加熱保持し、200℃以下まで冷却した後は、550〜630℃の温度で焼戻す。焼入れによって生成したマルテンサイトを焼戻すことによって、強度を調整できる。また、焼戻しによって靭性を改善できる。焼戻し温度T3が630℃を超えると、合金元素の濃縮していないα相も逆変態するため、所望とする残留γ相が得られないことに加え、強度が低下することがある。従って本発明では、焼戻し温度T3は、630℃以下とする。焼戻し温度T3は、好ましくは620℃以下、より好ましくは610℃以下である。しかし、焼戻し温度が550℃を下回ると、残留γ量を確保することが難しくなる。従って焼戻し温度の下限は、550℃以上とする。焼戻し温度は、好ましくは560℃以上、より好ましくは570℃以上である。
二相域で加熱保持し、200℃以下まで冷却した後は、550〜630℃の温度で焼戻す。焼入れによって生成したマルテンサイトを焼戻すことによって、強度を調整できる。また、焼戻しによって靭性を改善できる。焼戻し温度T3が630℃を超えると、合金元素の濃縮していないα相も逆変態するため、所望とする残留γ相が得られないことに加え、強度が低下することがある。従って本発明では、焼戻し温度T3は、630℃以下とする。焼戻し温度T3は、好ましくは620℃以下、より好ましくは610℃以下である。しかし、焼戻し温度が550℃を下回ると、残留γ量を確保することが難しくなる。従って焼戻し温度の下限は、550℃以上とする。焼戻し温度は、好ましくは560℃以上、より好ましくは570℃以上である。
(7)焼戻し時間t3
焼戻し時間t3(分)は15分以上とする。t3が15分未満では、合金元素が濃縮したα相の逆変態が充分に進まないため、所望とする残留γ相が得られない。保持時間の上限は特に限定されないが、生産性の観点から好ましくは40分である。焼戻し時間t3は、より好ましくは30分以下である。
焼戻し時間t3(分)は15分以上とする。t3が15分未満では、合金元素が濃縮したα相の逆変態が充分に進まないため、所望とする残留γ相が得られない。保持時間の上限は特に限定されないが、生産性の観点から好ましくは40分である。焼戻し時間t3は、より好ましくは30分以下である。
こうして製造した本発明に係る厚鋼板は、高い強度に加え、−196℃の極低温に耐えられる高い靭性を有するため、例えば、液化天然ガスの貯蔵タンクの素材に好適に用いることができる。即ち、本発明に係る厚鋼板は、引張強度が690〜830MPaで、且つ降伏強度が590MPa以上という高強度であり、しかも−196℃でシャルピー衝撃試験を行ったときの脆性破面率が10%以下で、吸収エネルギーの最低値が150J以上を満足し、極低温靭性に優れている。特に、吸収エネルギーの最低値として150J以上を確保できているため、最低品質を保証でき、実機タンクの安全性を一層高めることができる。
以下、実施例を挙げて本発明をより具体的に説明するが、本発明は下記実施例によって制限を受けるものではなく、前記および後記の趣旨に適合し得る範囲で変更を加えて実施することも勿論可能であり、それらはいずれも本発明の技術的範囲に包含される。
下記表1−1または表1−2に示す成分を含有し、残部が鉄および不可避不純物からなる鋼を溶製し、鋳造して鋼片を製造した。下記表1−1または表1−2には、上記式(2)に基づいて算出したDI、上記式(3)に基づいて算出したAc1点、上記式(4)に基づいて算出したAc3点を併記する。
得られた鋼片を、下記表2−1または表2−2に示す加熱温度に加熱した後、未再結晶温度域で圧延した。830℃以下の温度域における累積圧下率を下記表2−1または表2−2に示す。また、仕上圧延温度(FRT)を下記表2−1または表2−2に示す。
仕上圧延後、下記表2−1または表2−2に示した冷却開始温度(SCT)から冷却停止温度(FCT)までの領域における平均冷却速度を4℃/秒以上として下記表2−1または表2−2に示す板厚の厚鋼板を製造した。
得られた厚鋼板を、下記表2−1または表2−2に示した二相域加熱温度TLに加熱し、この温度TLで下記表2−1または表2−2に示す時間tL保持した。なお、下記表2−1および表2−2には、下記表1−1および表1−2に示したAc1点の温度およびAc3点の温度を参考値として示す。
保持後、200℃以下の温度までの平均冷却速度を4℃/秒以上として冷却した。
次いで、焼戻し処理を行なった後、室温まで空冷した。下記表2−1または表2−2に、焼戻し温度T3と、焼戻し時間t3を示す。
このようにして得られた厚鋼板について、−196℃において存在する残留γ相の体積分率を測定した。即ち、厚鋼板の板厚をtとしたとき、t/4位置の部分の鋼を含むように、10mm×10mm×55mmの試験片を採取し、液体窒素の温度(−196℃)にて5分間保持した。その後、試験片を研削および研磨して、研磨後の試験片表面に鋼板の板厚のt/4位置を露出させた。リガク社製の試料水平型強力X線回折装置(RINT−TTRIII)にてCo線源を用いてX線回折測定を行なった。次いで、フェライト相の(110)、(200)、(211)の各格子面のピーク、および残留γ相の(111)、(200)、(220)、(311)の各格子面のピークについて、各ピークの積分強度を算出した。フェライト相の各ピークの積分強度の和と残留γ相の各ピークの積分強度の和との割合と、シミュレーションにより求めた「フェライト相の3つの格子面とオーステナイト相の4つの格子面」の感度係数とから、残留γ相の体積分率(%)を算出した。結果を下記表2−1または表2−2に示す。
また、下記表2−1または表2−2には、上記式(1)に基づいて算出される破面単位構成パラメータM値を併記する。
次に、得られた厚鋼板について、
(a)機械的特性(引張強度TS、降伏強度YS)、および
(b)極低温靱性(−196℃でC方向におけるシャルピー衝撃試験を行なったときの吸収エネルギーと脆性破面率)を評価した。
(a)機械的特性(引張強度TS、降伏強度YS)、および
(b)極低温靱性(−196℃でC方向におけるシャルピー衝撃試験を行なったときの吸収エネルギーと脆性破面率)を評価した。
(a)機械的特性(引張強度TS,降伏強度YS)
厚鋼板の板厚をtとしたとき、板厚tが20mmを超える厚鋼板については、t/4位置から、C方向に平行に、JIS Z2241の4号試験片を採取し、板厚tが20mm以下の厚鋼板については、t/4位置から、C方向に平行に、JIS Z2241の5号試験片を採取し、JIS Z2241に記載の方法に基づいて、引張試験を行い、引張強度TSおよび降伏強度YSを測定した。測定結果を下記表2−1および表2−2に示す。
厚鋼板の板厚をtとしたとき、板厚tが20mmを超える厚鋼板については、t/4位置から、C方向に平行に、JIS Z2241の4号試験片を採取し、板厚tが20mm以下の厚鋼板については、t/4位置から、C方向に平行に、JIS Z2241の5号試験片を採取し、JIS Z2241に記載の方法に基づいて、引張試験を行い、引張強度TSおよび降伏強度YSを測定した。測定結果を下記表2−1および表2−2に示す。
引張強度TSが690MPa以上830MPa以下で、且つ、降伏強度YSが590MPa以上の場合を合格と判定し、高強度と評価した。一方、引張強度TSが690MPa未満であるか、或いは降伏強度YSが590MPa未満の場合を不合格と判定し、低強度と評価した。なお、降伏強度が590MPa以上であっても、引張強度TSが830MPaを超える場合は、高強度すぎるため、不合格と判定した。
(b)極低温靭性
厚鋼板の板厚をtとしたとき、板厚tが10mmを超える厚鋼板については、t/4位置から、C方向に平行に、JIS Z2242のVノッチ試験片を3本採取し、板厚tが10mm以下の厚鋼板については、サブサイズのシャルピー衝撃試験片を3本採取し、JIS Z2242に記載の方法に基づいて、−196℃でシャルピー衝撃試験を行ない、吸収エネルギー(J)を測定した。3本の試験片の結果のうち、最も低い値を−196℃における吸収エネルギーvE−196として採用した。
厚鋼板の板厚をtとしたとき、板厚tが10mmを超える厚鋼板については、t/4位置から、C方向に平行に、JIS Z2242のVノッチ試験片を3本採取し、板厚tが10mm以下の厚鋼板については、サブサイズのシャルピー衝撃試験片を3本採取し、JIS Z2242に記載の方法に基づいて、−196℃でシャルピー衝撃試験を行ない、吸収エネルギー(J)を測定した。3本の試験片の結果のうち、最も低い値を−196℃における吸収エネルギーvE−196として採用した。
また、吸収エネルギーが最も低い値を示した試験片について、JIS Z2242に基づいて、脆性破面率(%)を測定した。吸収エネルギーと脆性破面率は相関があり、吸収エネルギーが小さいほど、試験片の脆性破面率は大きいという経験則に基づき、3本の試験片のうち吸収エネルギーが最も低い値の試験片の脆性破面率を代表値として採用した。
なお、サブサイズのシャルピー衝撃試験片の吸収エネルギーについては、フルサイズのシャルピー衝撃試験片の吸収エネルギーに相当するように換算している。
−196℃で測定した吸収エネルギーの最低値vE−196が150J以上で、且つ、脆性破面率が10%以下の場合を合格と判定し、極低温靭性に優れると評価した。一方、−196℃で測定した吸収エネルギーの最低値vE−196が150J未満であるか、或いは脆性破面率が10%を超える場合を不合格と判定した。
上記破面単位構成パラメータM値と、上記脆性破面率との関係を図1に示す。なお、図1には、成分組成が本発明で規定する要件を満足する例のみをプロットした。即ち、図1の◇は、表2−1に示したNo.1〜15の結果を示しており、図1の■は、表2−2に示したNo.16〜19、32の結果を示している。
下記表2−1、表2−2、図1に基づいて以下のように考察できる。
表2−1のNo.1〜15は、本発明で規定する要件を満足する例である。表2−1に示したように、引張強度TSが690〜830MPaで、且つ、降伏強度YSが590MPa以上であり、高強度を有している。しかも、−196℃でシャルピー衝撃試験により3本の試験片の吸収エネルギーを測定したときに、吸収エネルギーの最低値vE−196が150J以上で、且つ、最も小さい吸収エネルギーを示した試験片の脆性破面率が10%以下となり、極低温靭性にも優れている。
一方、表2−2のNo.16〜32は、本発明で規定するいずれかの要件を満足しない例である。従って、表2−2に示したように、強度と極低温靭性を両立できていない。
即ち、No.16、17は、破面単位構成パラメータM値が2.4を下回ったため、−196℃で測定した吸収エネルギーの最低値vE−196が低く、脆性破面率が高くなり、極低温靭性を改善できなかった。
No.18は、二相域における加熱時間tLが短かったため、−196℃で存在する残留γ量を確保できず、破面構成単位パラメータM値が2.4を下回った。その結果、脆性破面率が高くなり、極低温靭性を改善できなかった。
No.19は、焼戻し温度Tが低かったため、M値を満足するための必要残留オーステナイト量を確保できず、その結果、脆性破面率が高くなり、極低温靭性を改善できなかった。
No.20は、C量、Si量、およびMn量が多く、Cr量が少ない例であり、−196℃で存在する残留γ量を確保できず、破面構成単位パラメータM値が2.4を下回った。その結果、極低温靭性を改善できなかった。また、マルテンサイトが増加したため、引張強度TSが高くなり過ぎた。
No.21は、Al量、Cr量、およびMo量、並びに選択成分であるV量が多く、C量、およびNi量が少ない例である。その結果、引張強度TSが低く、−196℃における残留γ量を確保できなかったため、極低温靭性を改善できなかった。
No.22は、Si量が多い例であり、極低温靭性を改善できなかった。また、Crを含有せず、V量が多かった例であり、引張強度TSが高くなり過ぎたため、極低温靭性を改善できなかった。
No.23は、Mn量、P量、およびMo量が多く、Crを含有しない例であり、焼戻し温度T3が550℃を下回ったため、−196℃で存在する残留γ量を確保できなかった。その結果、破面構成単位パラメータM値が2.4を下回り、極低温靭性を改善できなかった。
No.24は、Mn量が少なく、P量、およびCr量が多く、Moを含有しない例であり、−196℃における残留γ量を確保できなかった。その結果、極低温靭性を改善できなかった。
No.25は、S量が多い例である。その結果、極低温靭性を改善できなかった。また、Cr量が少なく、選択成分であるCu量が多い例である。その結果、引張強度TSが高くなり過ぎて極低温靭性が却って劣化した。
No.26は、Mn量、およびAl量が多く、Moを含有しない例である。その結果、極低温靭性を改善できなかった。また、Nb量が多いため、引張強度TSが過大に上昇し、極低温靭性が却って劣化した。
No.27は、Ni量が少なく、CrおよびMoを含有しない例であり、−196℃において残留γ量を確保できなかった。その結果、脆性破面率が高くなり、極低温靭性を改善できなかった。
No.28は、Ni量が少なくCuが多いため、脆性破面率が高くなり、極低温靭性を改善できなかった。また、Cr量が少ない例である。その結果、降伏強度YSが低下し、強度を高めることができなかった。
No.29は、Cr量とTi量が多い例であり、引張強度TSが高くなり過ぎたため、極低温靭性が却って劣化した。また、S量が多いため、脆性破面率が高くなり、極低温靭性を改善できなかった。
No.30は、N量が多く、Al量、およびCr量が少ない例である。その結果、脆性破面率が高くなり、極低温靭性を改善できなかった。
No.31は、Mo量が多い例である。その結果、引張強度TSが高くなり過ぎて極低温靭性を改善できなかった。
No.32は、焼戻しt3が短かったため、所望とする残留オーステナイト量を確保できず、それに伴いM値も満足できず、結果脆性破面率が高くなり、極低温靭性を改善できなかった。
Claims (3)
- 質量%で、
C :0.04〜0.09%、
Si:0%超0.30%以下、
Mn:0.50〜1.10%、
P :0%超0.004%以下、
S :0%超0.0030%未満、
Al:0.010〜0.040%、
Ni:5.50〜7.5%、
Cr:0.30〜0.6%、
Mo:0%超0.20%以下、および
N :0%超0.0055%以下を含有し、
残部が鉄および不可避不純物からなる厚鋼板であり、
−196℃において存在する残留オーステナイト相の体積分率vが4.0〜12%であり、且つ、
前記厚鋼板の板厚をtとしたとき下記式(1)で示される破面単位構成パラメータM値が2.4以上を満足することを特徴とする極低温靭性に優れた厚鋼板。
M値=(DI×v2)/t ・・・(1)
上記式(1)において、DIは下記式(2)で算出される値であり、[ ]は質量%で各元素の含有量を示す。
DI=1.16×([C]/10)0.5×(0.7×[Si]+1)×(1+3.33×[Mn])×(1+0.35×[Cu])×(1+0.36×[Ni])×(1+2.16×[Cr])×(1+3×[Mo])×(1+1.75×[V])×1 ・・・(2) - 更に、他の元素として、質量%で、
Cu:0%超0.3%以下を含有する請求項1に記載の厚鋼板。 - 更に、他の元素として、質量%で、
Nb:0%超0.03%以下、
Ti:0%超0.025%以下、および
V :0%超0.03%以下よりなる群から選択される少なくとも一種を含有する請求項1または2に記載の厚鋼板。
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