JP2020509186A - 曲げ性及び伸びフランジ性に優れた高張力鋼及びその製造方法 - Google Patents
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上記素地鋼板は、微細組織として、面積分率10〜30%のマルテンサイト、20〜40%の焼戻しマルテンサイト及び残部フェライトを含み、上記素地鋼板の厚さ1/4t(ここで、tは鋼の厚さ(mm)を意味する)地点において、下記式(2)で表されるマルテンサイト相と焼戻しマルテンサイト相の硬度比が2以下であり、下記式(3)で表されるマルテンサイト相とフェライト相の硬度比が3以下である、曲げ性及び伸びフランジ性に優れた高張力鋼を提供する。
式(1)
{(Si+Cr+Mo)/C}≧5
(ここで、各成分は、該当元素の重量含量を意味する。)
式(2)
(HM/HTM)≦2
(ここで、Mはマルテンサイト、TMは焼戻しマルテンサイトを意味する。)
式(3)
(HM/HF)≦3
(ここで、Mはマルテンサイト、Fはフェライトを意味する。)
炭素(C)は、鋼の変態組織を強化させるために添加する主要元素である。このようなCは鋼の高強度化を図り、複合組織鋼においてマルテンサイトの形成を助長する。上記Cの含量が増加するほど鋼中のマルテンサイト量が増加する。
シリコン(Si)は、鋼の延性を低下させることなく強度を確保するのに有用な元素である。また、フェライトの形成を促進し、未変態オーステナイトへのC濃縮を助長することにより、マルテンサイトの形成を促進する元素である。また、固溶強化能が良いため、フェライトの強度を高めて相(phase)間硬度差を小さくするのに効果的である。
マンガン(Mn)は、延性を低下させることなく粒子を微細化させ、鋼中の硫黄(S)をMnSとして完全に析出させてFeSの生成による熱間脆性を防止するという効果がある。また、上記Mnは、鋼を強化する元素であるとともに、複合組織鋼においてマルテンサイト相が得られる臨界冷却速度を下げる役割を果たし、マルテンサイトをより簡単に形成するのに有用である。
モリブデン(Mo)は、オーステナイトがパーライトに変態することを遅らせるとともに、フェライトの微細化及び強度向上のために添加する元素である。このようなMoは、鋼の硬化能を向上させてマルテンサイトを結晶粒界(grainboundary)に微細に形成させ、降伏比を制御することができるという利点がある。但し、モリブデン(Mo)は高価な元素であるため、含量が高くなるほど製造上不利となる問題があるため、その含量を適切に制御することが好ましい。
クロム(Cr)は、上記Mnと類似の特性を有する成分であり、鋼の硬化能を向上させ、高強度を確保するために添加する元素である。このようなCrは、マルテンサイトの形成に有効であり、強度上昇に対する延性の低下を最小限に抑えて高延性を有する複合組織鋼の製造に有利である。特に、熱間圧延過程では、Cr23C6のようなCr系炭化物を形成するが、焼鈍過程でその一部は溶解し、一部は溶解せずに残って、冷却後にマルテンサイト中の固溶C量を適正レベル以下に制御することができる。したがって、降伏点伸び(YP−El)の発生を抑制して、降伏比の低い複合組織鋼の製造に有利であるという効果がある。
リン(P)は、鋼の成形性を大きく阻害することなく、強度確保に有利な元素であるが、過剰に添加すると、脆性破壊が発生する可能性が大きく増加して熱間圧延中にスラブの板破断が発生する可能性が増加し、めっき表面特性を阻害する元素として作用するという問題がある。
硫黄(S)は、鋼中に不純物元素として不可避に添加される元素であるため、その含量をできるだけ低く管理することが好ましい。特に、上記Sは、赤熱脆性を発生させる可能性を高めるという問題があるため、その含量を0.01%以下に制御することが好ましい。但し、製造過程中に不可避に添加される水準を考慮して0%は除く。
可溶アルミニウム(sol.Al)は、鋼の粒度微細化と脱酸のために添加される元素である。このようなsol.Alの含量が0.02%未満であると、通常の安定した状態でアルミニウムキルド(Al−killed)鋼を製造することが難しくなる。一方、その含量が0.06%を超えると、結晶粒微細化効果によって強度上昇には有利であるが、製鋼連鋳操業の際に介在物が過剰に形成されてめっき鋼板の表面不良が発生する可能性が高くなるだけでなく、製造原価の上昇を招くという問題がある。
チタン(Ti)とニオブ(Nb)は、鋼の強度上昇及び粒径微細化に有効な元素である。このようなTiとNbの含量がそれぞれ0.003%未満であると、上述の効果を十分に確保することが難しい。一方、その含量がそれぞれ0.06%を超えると、製造コストが上昇し、析出物が過剰に生成されて延性を大きく阻害する恐れがある。
窒素(N)は、鋼中に不純物元素として不可避に添加される元素である。このようなNは、できるだけ低く管理することが重要であるが、そのために鋼の精錬コストが急激に上昇するという問題がある。したがって、操業条件が可能な範囲である0.01%以下に制御することが好ましい。但し、不可避に添加される水準を考慮して0%は除く。
ボロン(B)は、焼鈍中の冷却する過程でオーステナイトがパーライトに変態することを遅らせるのに有利な元素である。このようなBの含量が0.003%を超えると、Bが表面に過剰に濃化してめっき密着性の劣化を招くという問題がある。
式(1)
{(Si+Cr+Mo)/C}≧5
(ここで、各成分は、該当元素の重量含量を意味する。)
式(4)
{(SiF+MoF+CrF)/CF}≧250
式(2)
(HM/HTM)≦2(ここで、Mはマルテンサイト、TMは焼戻しマルテンサイトを意味する。)
式(3)
(HM/HF)≦3(ここで、Mはマルテンサイト、Fはフェライトを意味する。)
まず、上述の成分系を有する鋼スラブを加熱する。本工程は、後続する熱間圧延工程を円滑に行い、目標とする鋼板の物性を十分に得るために行われる。本発明では、このような加熱工程の工程条件については特に制限せず、通常の条件であればよい。一例として、1050〜1250℃の温度範囲で加熱工程を行うことができる。
上記に従って加熱された鋼スラブをAr3変態点以上で仕上げ熱間圧延して熱延鋼板を製造することが好ましい。
上記に従って製造された熱延鋼板を巻取ることが好ましい。
上記巻取られた熱延鋼板を冷間圧延して冷延鋼板を製造することが好ましい。
上記に従って製造された冷延鋼板を連続焼鈍処理することが好ましい。上記連続焼鈍処理は、一例として、連続合金化溶融めっき炉で行われることができる。
上記に従って連続焼鈍処理された冷延鋼板を段階的に冷却することが好ましい。
上記に従って冷却が完了した冷延鋼板を一定の温度範囲で再加熱することにより、上記冷却工程で形成されたマルテンサイト相を焼戻しして焼戻しマルテンサイト相を形成することが好ましい。
上記に従って再加熱された冷延鋼板を、溶融亜鉛系めっき浴に浸漬して溶融亜鉛系めっき鋼板を製造することが好ましい。
上記溶融亜鉛めっきを完了した後、Ms〜100℃まで3℃/s以上の冷却速度で冷却することが好ましい。この過程で、素地鋼板にフレッシュマルテンサイト(fresh martensite)相を新たに形成することができる。
下記表1に示した合金組成を有する鋼スラブを製作した後、上記鋼スラブを1050〜1250℃の温度範囲で加熱し、その後にAr3変態点温度以上であるAr3+50℃〜950℃の温度範囲で仕上げ熱間圧延して熱延鋼板を製造した。上記に従って製造されたそれぞれの熱延鋼板を酸洗した後、400〜700℃で巻取り、その後に40〜80%の冷間圧下率で冷間圧延して冷延鋼板を製造した。
Claims (10)
- 重量%で、炭素(C):0.05〜0.15%、シリコン(Si):1.5%以下(0%は除く)、マンガン(Mn):1.5〜2.5%、モリブデン(Mo):0.2%以下(0%は除く)、クロム(Cr):1.5%以下(0%は除く)、リン(P):0.1%以下(0%は除く)、硫黄(S):0.01%以下(0%は除く)、アルミニウム(sol.Al):0.02〜0.06%、チタン(Ti):0.003〜0.06%、ニオブ(Nb):0.003〜0.06%、窒素(N):0.01%以下(0%は除く)、ボロン(B):0.003%以下(0%は除く)、残部Fe及びその他の不可避不純物を含む素地鋼板、及び前記素地鋼板の少なくとも一面に亜鉛系めっき層を含み、下記式(1)で表されるSi、Mo、Cr及びCの成分関係が5以上であり、
前記素地鋼板は、微細組織として、面積分率10〜30%のマルテンサイト、20〜40%の焼戻しマルテンサイト及び残部フェライトを含み、
前記素地鋼板の厚さ1/4t(ここで、tは鋼の厚さ(mm)を意味する)地点において、下記式(2)で表されるマルテンサイト相と焼戻しマルテンサイト相の硬度比が2以下であり、下記式(3)で表されるマルテンサイト相とフェライト相の硬度比が3以下である、曲げ性及び伸びフランジ性に優れた高張力鋼。
式(1)
{(Si+Cr+Mo)/C}≧5
(ここで、各成分は、該当元素の重量含量を意味する。)
式(2)
(HM/HTM)≦2
(ここで、Mはマルテンサイト、TMは焼戻しマルテンサイトを意味する。)
式(3)
(HM/HF)≦3
(ここで、Mはマルテンサイト、Fはフェライトを意味する。) - 前記素地鋼板の厚さ1/4tの地点において、下記式(4)で表されるフェライト中のSi、Mo、Cr及びCの含量比が250以上である、請求項1に記載の曲げ性及び伸びフランジ性に優れた高張力鋼。
式(4)
{(SiF+MoF+CrF)/CF}≧250
(ここで、各成分は、該当元素の重量含量を意味する。) - 前記高張力鋼は、780MPa以上の引張強度を有し、且つ降伏比が0.7以下、(HER×曲げ角)の値が3000以上である、請求項1に記載の曲げ性及び伸びフランジ性に優れた高張力鋼。
- 重量%で、炭素(C):0.05〜0.15%、シリコン(Si):1.5%以下(0%は除く)、マンガン(Mn):1.5〜2.5%、モリブデン(Mo):0.2%以下(0%は除く)、クロム(Cr):1.5%以下(0%は除く)、リン(P):0.1%以下(0%は除く)、硫黄(S):0.01%以下(0%は除く)、アルミニウム(sol.Al):0.02〜0.06%、チタン(Ti):0.003〜0.06%、ニオブ(Nb):0.003〜0.06%、窒素(N):0.01%以下(0%は除く)、ボロン(B):0.003%以下(0%は除く)、残部Fe及びその他の不可避不純物を含み、下記式(1)で表されるSi、Mo、Cr及びCの成分関係が5以上である鋼スラブを1050〜1250℃の温度範囲で加熱する段階と、
前記加熱された鋼スラブをAr3+50℃〜950℃の温度範囲で仕上げ熱間圧延して熱延鋼板を製造する段階と、
前記熱延鋼板を400〜700℃の温度範囲で巻取る段階と、
前記巻取り後に40〜80%の冷間圧下率で冷間圧延して冷延鋼板を製造する段階と、
前記冷延鋼板をAc1+30℃〜Ac3−20℃の温度範囲で連続焼鈍する段階と、
前記連続焼鈍後に630〜670℃まで2〜14℃/sの冷却速度で1次冷却する段階と、
前記1次冷却後に水素冷却設備で300〜400℃まで10℃/s以上の冷却速度で2次冷却する段階と、
前記2次冷却後に400〜500℃の温度範囲で再加熱(reheating)する段階と、
前記再加熱後に溶融亜鉛めっきする段階と、
前記溶融亜鉛めっき後にMs〜100℃まで3℃/s以上の冷却速度で最終冷却する段階と、
を含む、曲げ性及び伸びフランジ性に優れた高張力鋼の製造方法。
式(1)
{(Si+Cr+Mo)/C}≧5
(ここで、各成分は、該当元素の重量含量を意味する。) - 前記再加熱(reheating)のときに焼戻しマルテンサイト(tempered martensite)相が形成される、請求項4に記載の曲げ性及び伸びフランジ性に優れた高張力鋼の製造方法。
- 前記溶融亜鉛めっき後の最終冷却のときにフレッシュマルテンサイト(fresh martensite)相が形成される、請求項4に記載の曲げ性及び伸びフランジ性に優れた高張力鋼の製造方法。
- 前記連続焼鈍する段階は、780〜830℃の温度範囲で行う、請求項4に記載の曲げ性及び伸びフランジ性に優れた高張力鋼の製造方法。
- 前記溶融亜鉛めっきする段階は、430〜490℃の温度範囲の亜鉛めっき浴で行う、請求項4に記載の曲げ性及び伸びフランジ性に優れた高張力鋼の製造方法。
- 前記溶融亜鉛めっき後の最終冷却を行う前に合金化熱処理する段階をさらに含む、請求項4に記載の曲げ性及び伸びフランジ性に優れた高張力鋼の製造方法。
- 前記最終冷却後に1.0%未満の圧下率で調質圧延する段階をさらに含む、請求項4に記載の曲げ性及び伸びフランジ性に優れた高張力鋼の製造方法。
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