JP2021155792A - Steel plate for hot-stamping component and method for manufacturing the same - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、ホットスタンプ部品用鋼板およびその製造方法に関する。 The present invention relates to a steel sheet for hot stamping parts and a method for manufacturing the same.
近年、使用する鋼材の高強度化を図ることにより自動車の重量を低減する努力が、自動車の燃費向上のために、強力に行われている。その結果、自動車に広く利用されている薄鋼板を冷間プレス成形して製造される部品（以下、「プレス成形部品」という）の製造において、複雑な形状を有するプレス成形部品を製造することが、鋼板の強度の増加に伴うプレス成形性の低下により、困難になっている。 In recent years, efforts to reduce the weight of automobiles by increasing the strength of the steel materials used have been strongly made in order to improve the fuel efficiency of automobiles. As a result, in the production of parts manufactured by cold press molding of thin steel plates widely used in automobiles (hereinafter referred to as "press molded parts"), it is possible to manufacture press molded parts having a complicated shape. , It becomes difficult due to the decrease in press formability due to the increase in the strength of the steel sheet.
具体的には、鋼板の延性の低下に起因して、プレス成形部品における加工度が高い部位で破断したり、いわゆるスプリングバックおよび壁反りが大きくなってプレス成形部品の寸法精度が低下するといった問題が多発している。特に７８０ＭＰａ以上の引張強度を有する高強度鋼板からなるプレス成形部品を製造することは容易なことではない。 Specifically, due to the decrease in ductility of the steel sheet, there are problems such as fracture at a highly processed part of the press-formed part, so-called springback and wall warpage, and deterioration of the dimensional accuracy of the press-formed part. Is occurring frequently. In particular, it is not easy to manufacture a press-molded part made of a high-strength steel plate having a tensile strength of 780 MPa or more.
冷間プレス成形ではなくロール成形によれば、高強度鋼板からなるロール成形部品を容易に製造することができる。しかし、ロール成形では、長手方向へ一定の横断面を有するロール成形部品しか製造できず、複雑な横断面形状を有するプレス成形部品を製造することはできない。 By roll forming rather than cold press forming, roll-formed parts made of high-strength steel sheets can be easily manufactured. However, in roll molding, only roll-molded parts having a constant cross-sectional shape in the longitudinal direction can be manufactured, and press-molded parts having a complicated cross-sectional shape cannot be manufactured.
これに対し、加熱した鋼板をプレス成形するホットスタンプ法（熱間プレス成形法ともいう）では、成形時の高温の鋼板が軟質かつ高延性になっているため、複雑な形状を有するプレス成形部品を、破断およびスプリングバックさらには壁反りといった成形不良を生じることなく、寸法精度よく成形できる。 On the other hand, in the hot stamping method (also called hot press forming method) in which a heated steel sheet is press-formed, the high-temperature steel sheet at the time of forming is soft and highly ductile, so that the press-formed part has a complicated shape. Can be molded with high dimensional accuracy without causing molding defects such as breakage, springback, and wall warpage.
その上、ホットスタンプ法によれば、鋼板をオーステナイト単相域の温度に加熱してからプレス成形し、プレス成形に用いる金型の内部で成形品を急速に冷却して焼入れることによって、鋼板の成形と同時に、マルテンサイト変態によるプレス成形部品の高強度化を図ることもできる。このように、ホットスタンプ法は、高強度のプレス成形部品の製造に適した優れた技術である。なお、以降の説明では、ホットスタンプ法により製造されたプレス成形部品を「ホットスタンプ部品」という。 Moreover, according to the hot stamping method, the steel sheet is heated to a temperature in the austenite single-phase region and then press-molded, and the molded product is rapidly cooled and baked inside the mold used for press-molding. At the same time as molding, it is possible to increase the strength of press-molded parts by martensitic transformation. As described above, the hot stamping method is an excellent technique suitable for manufacturing high-strength press-molded parts. In the following description, the press-molded parts manufactured by the hot stamping method will be referred to as "hot stamping parts".
現在、ホットスタンプ部品の一例として、比較的単純な形状を有するバンパーレインフォースメントが知られている。引張強度が１．５ＧＰａ級のホットスタンプ部品は、既に、バンパーレインフォースメントなど、例えばＢピラーレインフォースメントといったボディシェルの構造部材（骨格部材）に広く用いられている。 Currently, as an example of a hot stamping component, a bumper reinforcement having a relatively simple shape is known. Hot stamping parts having a tensile strength of 1.5 GPa class have already been widely used for structural members (skeleton members) of body shells such as bumper reinforcements, for example, B-pillar reinforcements.
近年、より高強度、特に引張強度が１．８ＧＰａ以上のホットスタンプ部品を製造することが検討されており、例えばＢピラーレインフォースメントといった、衝突の際に衝撃荷重を主に負担することになるボディシェルの構造部材（骨格部材）にも、引張強度が１．８ＧＰａ以上のホットスタンプ部品を用いることが検討されている。 In recent years, it has been studied to manufacture hot stamped parts having higher strength, particularly tensile strength of 1.8 GPa or more, and mainly bears an impact load in the event of a collision such as B-pillar reinforcement. It is being studied to use hot stamped parts having a tensile strength of 1.8 GPa or more for the structural members (skeleton members) of the body shell.
ところが、ホットスタンプ部品の引張強度が１．８〜２．０ＧＰａという超高強度に達すると、ホットスタンプ部品の変形能が不足してホットスタンプ部品の耐破壊特性（例えば曲げ性）が低下し、衝突時に、ホットスタンプ部品の吸収エネルギーが低下したり、ホットスタンプ部品自体が破断したりするおそれが高まる。このため、引張強度が１．８〜２．０ＧＰａのホットスタンプ部品として実用化されているのは、１．８ＧＰａ級のバンパーレインフォースメントだけであり、実際、変形能の高い引張強さ１．８ＧＰａ以上のホットスタンプ部品を製造した例はこれまで報告されていない。 However, when the tensile strength of the hot stamped component reaches an ultra-high strength of 1.8 to 2.0 GPa, the deformability of the hot stamped component is insufficient and the fracture resistance (for example, bendability) of the hot stamped component deteriorates. At the time of collision, the absorbed energy of the hot stamping component is reduced, and the risk of the hot stamping component itself breaking is increased. For this reason, only 1.8 GPa class bumper reinforcements have been put into practical use as hot stamping parts with a tensile strength of 1.8 to 2.0 GPa, and in fact, the tensile strength with high deformability is 1. No example of manufacturing a hot stamping component of 8 GPa or more has been reported so far.
このため、引張強さが１．８ＧＰａ以上のホットスタンプ部品を製造するためには、ホットスタンプ部品に、さらに焼戻し処理を施して変形能を高める必要がある。しかし、ホットスタンプ工程に焼戻し工程を追加することは、作業効率の低下および設備費の上昇により、ホットスタンプ部品の製造コストが著しく上昇する。 Therefore, in order to manufacture a hot stamped part having a tensile strength of 1.8 GPa or more, it is necessary to further temper the hot stamped part to enhance its deformability. However, adding a tempering process to the hot stamping process significantly increases the manufacturing cost of hot stamping parts due to a decrease in work efficiency and an increase in equipment cost.
特許文献１には、Ｃ：０．２５〜０．４５％（本明細書では化学組成または濃度に関する「％」は特に断りがない限り「質量％」を意味する）、Ｍｎ＋Ｃｒ：０．５〜３．０％、さらにＳｉ：０．５％以下、Ｎｉ：２％以下、Ｃｕ：１％以下、Ｖ：１％以下およびＡｌ：１％以下の１種または２種以上を含有する鋼板をＡｃ３点以上（Ａｃ３点＋１００℃）以下の温度域に５分間以下保持した後にプレス成形を行い、次いでＭｓ点までの冷却速度が上部臨界冷却速度以上で、かつＭｓ点から１５０℃までの平均冷却速度が１０〜５００℃／ｓで、冷却を行うことによって、旧オーステナイト平均粒径が１０μｍ以下である自動焼戻しマルテンサイトにより構成される鋼組織を有し、焼入れままで靱性に優れた引張強度が１．８ＧＰａ以上のホットスタンプ部品と、このホットスタンプ部品用鋼板が開示されている。 In Patent Document 1, C: 0.25 to 0.45% (in the present specification, "%" regarding the chemical composition or concentration means "mass%" unless otherwise specified), Mn + Cr: 0.5 to Ac. Press molding is performed after holding in a temperature range of 3 points or more (Ac 3 points + 100 ° C.) for 5 minutes or less, and then the cooling rate to the Ms point is equal to or higher than the upper critical cooling rate, and the average from the Ms point to 150 ° C. It has a steel structure composed of automatically tempered martensite with an average austenite particle size of 10 μm or less by cooling at a cooling rate of 10 to 500 ° C./s, and has excellent tensile strength as it is hardened. A hot stamped component having a temperature of 1.8 GPa or more and a steel plate for this hot stamped component are disclosed.
特許文献２，３には、Ｃ：０．２６〜０．４５％、Ｍｎ＋Ｃｒ：０．５〜３．０％、Ｎｂ：０．０２〜１．０％、３．４２Ｎ＋０．００１≦Ｔｉ≦３．４２Ｎ＋０．５を満たす量のＴｉ、さらにＳｉ：０．５％以下、Ｎｉ：２％以下、Ｃｕ：１％以下、Ｖ：１％以下およびＡｌ：１％以下の１種又は２種以上を含有する化学組成を有する鋼板をＡｃ３点以上（Ａｃ３点＋１００℃）以下の温度域に５分間以下保持した後にプレス成形を行い、次いでＭｓ点までの冷却速度が上部臨界冷却速度以上で、かつＭｓ点から１５０℃までの平均冷却速度が１０〜５００℃／秒で、冷却を行うことによって、旧オーステナイト粒径１０μｍ以下である自動焼戻しマルテンサイトを含む微細組織を有し、焼入れままで靱性に優れた引張強度が１．８ＧＰａ以上のホットスタンプ部品が開示されている。 Patent Documents 2 and 3 describe C: 0.26 to 0.45%, Mn + Cr: 0.5 to 3.0%, Nb: 0.02 to 1.0%, 3.42N + 0.001 ≦ Ti ≦ 3. An amount of Ti that satisfies .42N + 0.5, and one or more of Si: 0.5% or less, Ni: 2% or less, Cu: 1% or less, V: 1% or less, and Al: 1% or less. The steel plate having the chemical composition contained is held in a temperature range of Acc 3 points or more (Ac 3 points + 100 ° C.) or less for 5 minutes or less, and then press-molded, and then the cooling rate to the Ms point is equal to or higher than the upper critical cooling rate. Moreover, it has a microstructure containing automatic tempered martensite having an old austenite particle size of 10 μm or less by cooling at an average cooling rate of 10 to 500 ° C./sec from the Ms point to 150 ° C., and has toughness as it is hardened. A hot stamped component having an excellent tensile strength of 1.8 GPa or more is disclosed.
特許文献１〜３により開示された発明によれば、確かに、焼入れままで引張強度が１．８ＧＰａ以上のホットスタンプ部品が提供される。 According to the inventions disclosed in Patent Documents 1 to 3, it is true that a hot stamped component having a tensile strength of 1.8 GPa or more is provided as it is hardened.
しかし、上述したように、ボディシェルの構造部材（骨格部材）にも引張強度が１．８ＧＰａ以上のホットスタンプ部品を用いるためには、ホットスタンプ部品には、高強度化（引張強度１．８〜２．０ＧＰａ）のみならず、さらなる変形能の改善による耐破壊特性（例えば曲げ性）の向上が必要である。このような観点から、特許文献１〜３により開示されたホットスタンプ部品の変形能および耐破壊特性には、まだ改善の余地がある。 However, as described above, in order to use a hot stamping component having a tensile strength of 1.8 GPa or more for the structural member (skeleton member) of the body shell, the hot stamping component has a higher strength (tensile strength 1.8). It is necessary to improve the fracture resistance (for example, bendability) by further improving the deformability as well as ~ 2.0 GPa). From this point of view, there is still room for improvement in the deformability and fracture resistance of the hot stamped parts disclosed in Patent Documents 1 to 3.
特に、引張強度が１．５ＧＰａ以上のホットスタンプ部品においては、さらなる変形能の改善による耐破壊特性を向上することにより板厚の低減および軽量化を図ることができる。 In particular, in hot stamping parts having a tensile strength of 1.5 GPa or more, it is possible to reduce the plate thickness and weight by improving the fracture resistance characteristics by further improving the deformability.
本発明は、従来の技術が有するこの課題に鑑みてなされたものであり、焼入れ後の焼戻しを行わずに、変形能と衝突時の耐破壊特性に優れ、かつ引張強さが例えば１．５ＧＰａ以上のホットスタンプ部品を製造する技術を提供することを目的とする。 The present invention has been made in view of this problem of the prior art, and is excellent in deformability and fracture resistance at the time of collision without tempering after quenching, and has a tensile strength of, for example, 1.5 GPa. An object of the present invention is to provide a technique for manufacturing the above hot stamped parts.
一般的に、ホットスタンプ部品の引張強度が高くなると、ホットスタンプ部品の曲げ性の確保が難しくなる。本発明者らは、衝突時におけるホットスタンプ部品の耐破壊特性の改善に着目して鋭意研究を重ねた結果、以下に列記の知見Ａ〜Ｃを得て、本発明を完成した。 Generally, when the tensile strength of a hot stamped component is high, it becomes difficult to secure the bendability of the hot stamped component. As a result of intensive studies focusing on the improvement of the fracture resistance of hot stamped parts at the time of collision, the present inventors have obtained the findings A to C listed below and completed the present invention.
（Ａ）ホットスタンプ部品用鋼板について三点曲げを行ったところ、その割れ部には延伸したＭｎＳが存在し、このＭｎＳに起因したディンプルが破面に多数確認された。すなわち、延伸したＭｎＳが破壊の起点になる。このため、ホットスタンプ部品用鋼板では延伸したＭｎＳを低減する必要がある。 (A) When the steel sheet for hot stamping parts was bent at three points, stretched MnS was present in the cracked portion, and many dimples caused by this MnS were confirmed on the fracture surface. That is, the stretched MnS becomes the starting point of fracture. Therefore, it is necessary to reduce the stretched MnS in the steel sheet for hot stamping parts.
（Ｂ）ホットスタンプ部品を確認したところ、ホットスタンプ法ではホットスタンプ部品用鋼板をオーステナイト単相域に加熱するにも拘らず、低強度化および低変形能化を引き起こす未溶解の微細なセメンタイトが多数存在した。このため、セメンタイトの溶解を促進する必要がある。 (B) When the hot stamping parts were confirmed, in the hot stamping method, although the steel sheet for the hot stamping parts was heated to the austenite single-phase region, undissolved fine cementite causing low strength and low deformation ability was found. There were many. Therefore, it is necessary to promote the dissolution of cementite.
（Ｃ）すなわち、ホットスタンプ部品用鋼板およびホットスタンプ部品の製造過程において、鋼中の介在物および炭化物等の、衝突時のホットスタンプ部品の破壊の起点となる不純物をできるだけ低減することにより、ホットスタンプ部品の耐破壊特性を大きく改善することができ、これにより、引張強度が１．５ＧＰａ以上のホットスタンプ部品を、例えばボディシェルの構造部材（骨格部材）にも用いることが可能になる。 (C) That is, in the manufacturing process of steel sheets for hot stamping parts and hot stamping parts, impurities such as inclusions and carbides in the steel, which are the starting points of destruction of the hot stamping parts at the time of collision, are reduced as much as possible to make the hot stamping parts hot. The fracture resistance of the stamped parts can be greatly improved, which makes it possible to use hot stamped parts having a tensile strength of 1.5 GPa or more for, for example, a structural member (skeleton member) of a body shell.
本発明は以下に列記の通りである。 The present invention is as listed below.
（１）化学組成が、Ｃ：０．１０以上０．２７％未満、Ｓｉ：０．００１〜２．００％、Ｍｎ：０．００１〜３．００％、Ｐ：０．１００％以下、Ｓ：０．００５０％未満、Ａｌ：０．０００１〜０．１００％、Ｔｉ：０．００１〜０．５００％、Ｏ：０．００３０％未満、Ｂ：０．０００６〜０．００３０％、Ｎ：０．０１００％以下、および残部：Ｆｅおよび不純物であり、
金属組織が、フェライトおよびパーライトの混合組織であって、面積％で、パーライト：１０．０％以上であり、かつ、フェライト粒界に存在するとともにパーライトを構成するセメンタイトを除く粒径０．２μｍ以上のセメンタイトの個数密度が２０．０個／１００００μｍ２未満である、ホットスタンプ部品用鋼板。
(1) The chemical composition is C: 0.10 or more and less than 0.27%, Si: 0.001 to 2.00%, Mn: 0.001 to 3.00%, P: 0.100% or less, S. : Less than 0.0050%, Al: 0.0001 to 0.100%, Ti: 0.001 to 0.500%, O: Less than 0.0030%, B: 0.0006 to 0.0030%, N: 0.0100% or less, and the balance: Fe and impurities,
The metal structure is a mixed structure of ferrite and pearlite, with an area% of pearlite: 10.0% or more, and a particle size of 0.2 μm or more excluding cementite that exists at the ferrite grain boundaries and constitutes pearlite. A steel plate for hot stamping parts having a cementite number density of less than 20.0 pieces / 10000 μm 2.
（２）前記化学組成が、Ｎｂ：０．１００％以下、および、Ｃｒ：０．５０％以下から選択される１種以上を含有する、１項に記載のホットスタンプ部品用鋼板。 (2) The steel sheet for hot stamping parts according to Item 1, wherein the chemical composition contains at least one selected from Nb: 0.100% or less and Cr: 0.50% or less.
（３）前記化学組成が、Ｖ：２．００％以下、Ｔａ：０．５０％以下、および、Ｗ：３．００％以下から選択される１種以上を含有する、１項または２項に記載のホットスタンプ部品用鋼板。 (3) Item 1 or 2 in which the chemical composition contains one or more selected from V: 2.00% or less, Ta: 0.50% or less, and W: 3.00% or less. Described steel sheet for hot stamping parts.
（４）前記化学組成が、Ｎｉ：５．００％以下、Ｃｕ：３．００％以下、および、Ｍｏ：０．５０％以下から選択される１種以上を含有する、１項〜３項のいずれかに記載のホットスタンプ部品用鋼板。 (4) Items 1 to 3 in which the chemical composition contains at least one selected from Ni: 5.00% or less, Cu: 3.00% or less, and Mo: 0.50% or less. Steel plate for hot stamping parts described in either.
（５）前記化学組成が、Ｍｇ：０．００３０％以下、Ｃａ：０．００３０％以下、Ｌａ：０．０３０％以下、および、Ｃｅ：０．０３０％以下から選択される１種以上を含有する、１項〜４項のいずれかに記載のホットスタンプ部品用鋼板。 (5) The chemical composition contains one or more selected from Mg: 0.0030% or less, Ca: 0.0030% or less, La: 0.030% or less, and Ce: 0.030% or less. The steel plate for hot stamping parts according to any one of Items 1 to 4.
（６）１項〜５項のいずれかに記載のホットスタンプ部品用鋼板を製造する方法であって、
前記化学組成を有する鋼塊または鋼片を１２００〜１３５０℃に加熱後、１０００〜１１５０℃で粗圧延を完了し、Ａｅ３＋５０℃以上で仕上圧延を完了させる圧延工程と、
前記圧延工程後、５秒間以上保持した後に、平均冷却速度３０℃／秒以下で８００℃まで冷却する冷却工程と、
前記冷却工程後、６００〜７５０℃で巻き取る巻取工程と、
を含む、ホットスタンプ部品用鋼板の製造方法。
(6) The method for manufacturing a steel sheet for hot stamping parts according to any one of Items 1 to 5.
A rolling step in which a steel ingot or steel piece having the chemical composition is heated to 1200 to 1350 ° C., rough rolling is completed at 1000 to 1150 ° C., and finish rolling is completed at Ae 3 + 50 ° C. or higher.
After the rolling step, after holding for 5 seconds or more, a cooling step of cooling to 800 ° C. at an average cooling rate of 30 ° C./sec or less, and
After the cooling step, a winding step of winding at 600 to 750 ° C.
A method for manufacturing steel sheets for hot stamping parts, including.
（７）前記巻取工程の後、脱スケールを実施して、冷間圧延を行う冷間圧延工程を含む、６項に記載のホットスタンプ部品用鋼板の製造方法。 (7) The method for manufacturing a steel sheet for hot stamping parts according to Item 6, which includes a cold rolling step of performing descaling and cold rolling after the winding step.
（８）前記冷間圧延工程の後、焼鈍する焼鈍工程を含む、７項に記載のホットスタンプ部品用鋼板の製造方法。 (8) The method for producing a steel sheet for hot stamping parts according to Item 7, which includes an annealing step of annealing after the cold rolling step.
（９）前記巻取工程の後、脱スケールを実施して、焼鈍する焼鈍工程を含む、６項に記載のホットスタンプ部品用鋼板の製造方法。 (9) The method for manufacturing a steel sheet for hot stamping parts according to Item 6, further comprising an annealing step of performing descaling and annealing after the winding step.
本発明により、焼戻しを行わずに、ホットスタンプ成形とその際の焼入れのままで、超高強度（特に引張強度が１．５ＧＰａ以上）を有するとともに耐破壊特性が大きく改善されたホットスタンプ部品を製造することが可能になる。これにより、引張強度が１．５ＧＰａ以上のホットスタンプ部品を、例えばボディシェルの構造部材（骨格部材）にも用いることが可能になるとともに、引張強度が１．５ＧＰａ以上のホットスタンプ部品の製造コストの上昇を防ぐことができる。 According to the present invention, a hot stamped component having ultra-high strength (particularly tensile strength of 1.5 GPa or more) and greatly improved fracture resistance characteristics can be obtained by hot stamping and quenching at that time without tempering. It becomes possible to manufacture. This makes it possible to use hot stamped parts with a tensile strength of 1.5 GPa or more for, for example, structural members (skeleton members) of body shells, and the manufacturing cost of hot stamped parts with a tensile strength of 1.5 GPa or more. Can be prevented from rising.
本発明を説明する。 The present invention will be described.
１．本発明に係るホットスタンプ部品用鋼板
（１）化学組成
はじめに、必須元素を説明する。
1. 1. Steel Sheet for Hot Stamping Parts According to the Present Invention (1) Chemical Composition First, essential elements will be described.
（１−１）Ｃ：０．１０以上０．２７％未満
Ｃは、ホットスタンプ部品用鋼板の焼入れ性を高め、かつ焼入れ後のホットスタンプ部品の引張強度を主に決定する非常に重要な元素である。特に、焼入れ後のホットスタンプ部品の引張強度１．５ＧＰａ以上を確保するために、Ｃ含有量は、０．１０％以上であり、０．１４％以上が好ましく、０．１８％以上がさらに好ましい。一方、Ｃ含有量が０．２７％以上であると、焼入れ後のホットスタンプ部品の引張強度が高くなり過ぎるために靱性の劣化が著しくなる。このため、Ｃ含有量は、０．２７％未満であり、０．２５％以下が好ましく、０．２３％以下がさらに好ましい。
(1-1) C: 0.10 or more and less than 0.27% C is a very important element that enhances the hardenability of steel sheets for hot stamping parts and mainly determines the tensile strength of hot stamping parts after quenching. Is. In particular, in order to secure a tensile strength of 1.5 GPa or more for the hot stamped parts after quenching, the C content is 0.10% or more, preferably 0.14% or more, and more preferably 0.18% or more. .. On the other hand, when the C content is 0.27% or more, the tensile strength of the hot stamped parts after quenching becomes too high, so that the toughness is significantly deteriorated. Therefore, the C content is less than 0.27%, preferably 0.25% or less, and more preferably 0.23% or less.
（１−２）Ｓｉ：０．００１〜２．００％
Ｓｉは、ホットスタンプ部品用鋼板の焼入れ性を高め、かつ焼入れ後のホットスタンプ部品の高強度を安定して達成することに効果がある。この効果を得るために、Ｓｉ含有量は、０．００１％以上であり、０．０５％以上が好ましく、０．１％以上がさらに好ましい。一方、Ｓｉ含有量が２．００％を超えると、曲げ性が大きく低下する。このため、Ｓｉ含有量は、２．００％以下であり、１．５％以下が好ましく、１．０％以下がさらに好ましい。
(1-2) Si: 0.001 to 2.00%
Si is effective in improving the hardenability of steel sheets for hot stamping parts and stably achieving high strength of hot stamping parts after quenching. In order to obtain this effect, the Si content is 0.001% or more, preferably 0.05% or more, and more preferably 0.1% or more. On the other hand, when the Si content exceeds 2.00%, the bendability is greatly reduced. Therefore, the Si content is 2.00% or less, preferably 1.5% or less, and more preferably 1.0% or less.
（１−３）Ｍｎ：０．００１〜３．００％
Ｍｎは、ホットスタンプ部品用鋼板の焼入れ性を高め、かつ焼入れ後のホットスタンプ部品の高強度を安定して得ることに非常に効果がある元素である。Ｍｎ含有量が０．００１％未満ではこの効果を十分に得られない。このため、Ｍｎ含有量は、０．００１％以上であり、０．５％以上が好ましく、１．０％以上がさらに好ましい。一方、Ｍｎ含有量が３．００％を超えても、上記効果は飽和し、逆に安定して引張強度を確保することが困難となる。このため、Ｍｎ含有量は、３．００％以下であり、２．５％以下が好ましく、２．０％以下がさらに好ましい。
(1-3) Mn: 0.001 to 3.00%
Mn is an element that is very effective in improving the hardenability of steel sheets for hot stamping parts and stably obtaining high strength of hot stamping parts after quenching. If the Mn content is less than 0.001%, this effect cannot be sufficiently obtained. Therefore, the Mn content is 0.001% or more, preferably 0.5% or more, and more preferably 1.0% or more. On the other hand, even if the Mn content exceeds 3.00%, the above effect is saturated, and conversely, it becomes difficult to stably secure the tensile strength. Therefore, the Mn content is 3.00% or less, preferably 2.5% or less, and more preferably 2.0% or less.
（１−４）Ｐ：０．１００％以下
Ｐは焼入れ後のホットスタンプ部品の靱性を大きく劣化させるため、Ｐ含有量は少ないほど好ましいが、０．１００％の含有は許容される。したがって、Ｐ含有量は、０．１００％以下である。しかし、Ｐ含有量を０．００１０％未満に低減するには製鋼コストの上昇が避けられない。このため、Ｐ含有量は０．００１０％以上とすることが好ましい。
(1-4) P: 0.100% or less Since P significantly deteriorates the toughness of the hot stamped parts after quenching, the smaller the P content is, the more preferable, but 0.100% is allowed. Therefore, the P content is 0.100% or less. However, in order to reduce the P content to less than 0.0010%, an increase in steelmaking cost is unavoidable. Therefore, the P content is preferably 0.0010% or more.
（１−５）Ｓ：０．００５０％未満
Ｓは、少ないほど変形能と耐破壊特性が向上するため、Ｓ含有量は０．００５０％未満とする。好ましくは０．００１０％未満である。ただし、Ｓ含有量を少なくするには脱Ｓコストがかかるため、Ｓ含有量は、０．０００１％以上とすることが好ましい。Ｓ含有量は、０．０００３％以上がさらに好ましい。
(1-5) S: Less than 0.0050% The smaller the amount of S, the better the deformability and fracture resistance characteristics. Therefore, the S content is set to less than 0.0050%. It is preferably less than 0.0010%. However, since it takes a cost to remove S to reduce the S content, the S content is preferably 0.0001% or more. The S content is more preferably 0.0003% or more.
（１−６）Ａｌ：０．０００１〜０．１００％
Ａｌは、溶鋼を脱酸し鋼板を健全化することに効果がある元素である。この効果を得るため、Ａｌ含有量は、０．０００１％以上であり、０．０１０％以上が好ましく、０．０２０％以上がさらに好ましい。一方、Ａｌ含有量が０．１００％を超えると、アルミナが粗大化することにより曲げ性が低下する。このため、Ａｌ含有量は、０．１００％以下であり、０．０６０％以下が好ましく、０．０４０％以下がさらに好ましい。
(1-6) Al: 0.0001 to 0.100%
Al is an element that is effective in deoxidizing molten steel and making the steel sheet sound. In order to obtain this effect, the Al content is 0.0001% or more, preferably 0.010% or more, and more preferably 0.020% or more. On the other hand, when the Al content exceeds 0.100%, the alumina becomes coarse and the bendability decreases. Therefore, the Al content is 0.100% or less, preferably 0.060% or less, and more preferably 0.040% or less.
（１−７）Ｔｉ：０．００１〜０．５００％
Ｔｉは、Ｎと優先的に結合しＴｉＮを生成し、ＢＮの生成によるＢの消費を抑制し、Ｂを有効に機能させる効果を有する。この効果を確実に得るために、Ｔｉ含有量は、０．００１％以上であり、０．００５％以上が好ましく、０．０１０％以上がさらに好ましい。一方、Ｔｉ含有量が０．５００％を超えても、上記効果は飽和し、コストが嵩むだけとなる。このため、Ｔｉ含有量は、０．５００％以下であり、０．０４０％以下が好ましく、０．０３０％以下がさらに好ましい。
(1-7) Ti: 0.001 to 0.500%
Ti preferentially binds to N to generate TiN, suppresses the consumption of B due to the generation of BN, and has the effect of making B function effectively. In order to surely obtain this effect, the Ti content is 0.001% or more, preferably 0.005% or more, and more preferably 0.010% or more. On the other hand, even if the Ti content exceeds 0.500%, the above effect is saturated and the cost is increased. Therefore, the Ti content is 0.500% or less, preferably 0.040% or less, and more preferably 0.030% or less.
（１−８）Ｏ：０．００３０％未満
Ｏは、不純物として鋼中に存在する。Ｏが存在すると、酸化物を形成し耐破壊特性を低下させるために、Ｏ含有量は少ないほうが好ましいが、０．００３０％程度の含有は許容される。このため、Ｏ含有量は０．００３０％未満である。
(1-8) O: Less than 0.0030% O is present in steel as an impurity. In the presence of O, a small O content is preferable in order to form an oxide and lower the fracture resistance characteristics, but a content of about 0.0030% is allowed. Therefore, the O content is less than 0.0030%.
（１−９）Ｂ：０．０００６〜０．００３０％
Ｂは、ホットスタンプ部品用鋼板の焼入れ性を高め、かつ焼入れ後のホットスタンプ部品の引張強度を安定して確保する効果を高めることに有効である。また、Ｂは、結晶粒界に偏析して粒界強度を高め、ホットスタンプ部品の靱性を向上させる点でも重要な元素である。さらに、Ｂは、ホットスタンプ部品用鋼板の加熱時のオーステナイト粒の成長を抑制する効果も高い。この効果を得るため、Ｂ含有量は、０．０００６％以上であり、０．００１０％以上が好ましく、０．００１５％以上がさらに好ましい。一方、Ｂ含有量が０．００３０％を超えると、Ｂ炭窒化物が生成し、固溶Ｂ量が低下することによって焼入れ性が低下し、強度が劣化する。このため、Ｂ含有量は、０．００３０％以下であり、０．００２５％以下が好ましく、０．００２０％以下がさらに好ましい。
(1-9) B: 0.0006 to 0.0030%
B is effective in enhancing the hardenability of the steel sheet for hot stamping parts and enhancing the effect of stably securing the tensile strength of the hot stamping parts after quenching. B is also an important element in that it segregates at the grain boundaries to increase the grain boundary strength and improve the toughness of the hot stamped parts. Further, B also has a high effect of suppressing the growth of austenite grains during heating of the steel plate for hot stamping parts. In order to obtain this effect, the B content is 0.0006% or more, preferably 0.0010% or more, and even more preferably 0.0015% or more. On the other hand, when the B content exceeds 0.0030%, B carbonitride is formed, and the solid solution B amount is lowered, so that the hardenability is lowered and the strength is deteriorated. Therefore, the B content is 0.0030% or less, preferably 0.0025% or less, and even more preferably 0.0020% or less.
（１−１０）Ｎ：０．０１００％以下
Ｎは、不純物として鋼中に存在する。Ｎが存在すると、Ｂと結合しＢＮを生成し、Ｂの効果を減少させるため、Ｎ含有量は少ないほうが好ましいが、０．０１００％程度の含有は許容される。このため、Ｎ含有量は、０．０１００％以下であり、０．００８０％以下が好ましく、０．００６０％以下がさらに好ましい。
(1-10) N: 0.0100% or less N is present in steel as an impurity. When N is present, it binds to B to generate BN and reduces the effect of B. Therefore, a small N content is preferable, but a content of about 0.0100% is allowed. Therefore, the N content is 0.0100% or less, preferably 0.0080% or less, and even more preferably 0.0060% or less.
次に、任意元素を説明する。 Next, arbitrary elements will be described.
（１−１１）Ｎｂ：０．１００％以下
Ｎｂは、ホットスタンプ部品用鋼板をＡｃ３点以上に加熱したときに、再結晶を抑制し、かつ微細な炭化物を形成してオーステナイト粒を細粒にするため、ホットスタンプ部品の靱性を大きく改善する効果を有する。しかし、Ｎｂ含有量が０．１００％を超えても、上記効果は飽和し、逆に安定して引張強度を確保することが困難となる。このため、Ｎｂ含有量は、０．１００％以下であり、０．０８０％以下が好ましく、０．０６０％以下がさらに好ましい。上記効果を確実に得るために、Ｎｂ含有量は、好ましくは０．０１０％以上であり、より好ましくは０．０２０％以上であり、さらに好ましくは０．０４０％以上である。
(1-11) Nb: 0.100% or less Nb suppresses recrystallization when the steel sheet for hot stamping parts is heated to 3 points or more, and forms fine carbides to form fine austenite grains. Therefore, it has the effect of greatly improving the toughness of hot stamping parts. However, even if the Nb content exceeds 0.100%, the above effect is saturated, and conversely, it becomes difficult to stably secure the tensile strength. Therefore, the Nb content is 0.100% or less, preferably 0.080% or less, and even more preferably 0.060% or less. In order to surely obtain the above effect, the Nb content is preferably 0.010% or more, more preferably 0.020% or more, and further preferably 0.040% or more.
（１−１２）Ｃｒ：０．５０％以下
Ｃｒは、ホットスタンプ部品用鋼板の焼入れ性を高め、かつ焼入れ後のホットスタンプ部品の高強度を安定して得ることに非常に効果がある元素である。しかし、Ｃｒ含有量が０．５０％を超えても上記効果は飽和し、逆に安定して引張強度を確保することが困難になる。このため、Ｃｒ含有量は、０．５０％以下であり、好ましくは０．４０％以下であり、さらに好ましくは０．３０％以下である。上記効果を確実に得るために、Ｃｒ含有量は、好ましくは０．００１％以上であり、より好ましくは０．０５％以上であり、さらに好ましくは０．１０％以上である。
(1-12) Cr: 0.50% or less Cr is an element that is very effective in improving the hardenability of steel sheets for hot stamping parts and stably obtaining high strength of hot stamping parts after quenching. be. However, even if the Cr content exceeds 0.50%, the above effect is saturated, and conversely, it becomes difficult to stably secure the tensile strength. Therefore, the Cr content is 0.50% or less, preferably 0.40% or less, and more preferably 0.30% or less. In order to surely obtain the above effect, the Cr content is preferably 0.001% or more, more preferably 0.05% or more, and further preferably 0.10% or more.
（１−１３）Ｖ：２．００％以下
Ｖは、ホットスタンプ部品用鋼板の焼入れ性を高め、かつ焼入れ後のホットスタンプ部品の引張強度を安定して確保することに効果がある元素である。しかし、Ｖ含有量が２．００％を超えても上記効果は飽和し、コストが嵩むだけとなる。このため、Ｖ含有量は、２．００％以下であり、１．５０％以下が好ましく、１．００％以下がさらに好ましい。上記効果を確実に得るためには、Ｖ含有量は、０．００１％以上であり、０．１０％以上が好ましく、０．２０％以上がさらに好ましい。
(1-13) V: 2.00% or less V is an element that is effective in improving the hardenability of steel sheets for hot stamping parts and stably ensuring the tensile strength of hot stamping parts after quenching. .. However, even if the V content exceeds 2.00%, the above effect is saturated and the cost is increased. Therefore, the V content is 2.00% or less, preferably 1.50% or less, and even more preferably 1.00% or less. In order to surely obtain the above effect, the V content is 0.001% or more, preferably 0.10% or more, and more preferably 0.20% or more.
（１−１４）Ｔａ：０．５０％以下
Ｔａは、ホットスタンプ部品用鋼板の焼入れ性を高め、かつ焼入れ後のホットスタンプ部品の引張強度を安定して確保することに効果がある元素である。しかし、Ｔａ含有量が０．５０％を超えると上記効果は飽和し、コストが嵩むだけとなる。このため、Ｔａ含有量は、０．５０％以下であり、０．４０％以下が好ましく、０．３０％以下がさらに好ましい。上記効果を確実に得るためには、Ｔａ含有量は、０．００１％以上であり、０．００５％以上が好ましく、０．１０％以上がさらに好ましい。
(1-14) Ta: 0.50% or less Ta is an element that is effective in improving the hardenability of steel sheets for hot stamping parts and stably securing the tensile strength of hot stamping parts after quenching. .. However, if the Ta content exceeds 0.50%, the above effect is saturated and the cost is increased. Therefore, the Ta content is 0.50% or less, preferably 0.40% or less, and more preferably 0.30% or less. In order to surely obtain the above effect, the Ta content is 0.001% or more, preferably 0.005% or more, and further preferably 0.10% or more.
（１−１５）Ｗ：３．００％以下
Ｗは、ホットスタンプ部品用鋼板の焼入れ性を高め、かつ焼入れ後のホットスタンプ部品の引張強度を安定して確保することに効果がある元素である。しかし、Ｗ含有量が３．００％を超えると上記効果は飽和し、コストが嵩むだけとなる。このため、Ｗ含有量は、３．００％以下であり、２．００％以下が好ましく、１．００％以下がさらに好ましい。上記効果を確実に得るためには、Ｗ含有量は、０．０１％以上であり、０．０５％以上が好ましく、０．１０％以上がさらに好ましい。
(1-15) W: 3.00% or less W is an element that is effective in improving the hardenability of steel sheets for hot stamping parts and stably securing the tensile strength of hot stamping parts after quenching. .. However, when the W content exceeds 3.00%, the above effect is saturated and the cost is increased. Therefore, the W content is 3.00% or less, preferably 2.00% or less, and even more preferably 1.00% or less. In order to surely obtain the above effect, the W content is 0.01% or more, preferably 0.05% or more, and more preferably 0.10% or more.
（１−１６）Ｎｉ：５．００％以下
Ｎｉは、ホットスタンプ部品用鋼板の焼入れ性を高め、かつ焼入れ後のホットスタンプ部品の引張強度を安定して確保することに効果がある元素である。しかし、Ｎｉ含有量が５．００％を超えると上記効果は飽和し、コストが嵩むだけとなる。このため、Ｎｉ含有量は、５．００％以下であり、３．００％以下が好ましく、２．００％以下がさらに好ましい。上記効果を確実に得るためには、Ｎｉ含有量は、０．０１％以上であり、０．１０％以上が好ましく、０．２０％以上がさらに好ましい。
(1-16) Ni: 5.00% or less Ni is an element that is effective in improving the hardenability of steel sheets for hot stamping parts and stably securing the tensile strength of hot stamping parts after quenching. .. However, if the Ni content exceeds 5.00%, the above effect is saturated and the cost is increased. Therefore, the Ni content is 5.00% or less, preferably 3.00% or less, and more preferably 2.00% or less. In order to surely obtain the above effect, the Ni content is 0.01% or more, preferably 0.10% or more, and more preferably 0.20% or more.
（１−１７）Ｃｕ：３．００％以下
Ｃｕは、ホットスタンプ部品用鋼板の焼入れ性を高め、かつ焼入れ後のホットスタンプ部品の引張強度を安定して確保することに効果がある元素である。しかし、Ｃｕ含有量が３．００％を超えても上記効果は飽和し、コストが嵩むだけとなる。このため、Ｃｕ含有量は３．００％以下であり、２．００％以下が好ましく、１．００％以下がさらに好ましい。上記効果を確実に得るためには、Ｃｕ含有量は、０．１０％以上であり、０．２０％以上が好ましく、０．５０％以上がさらに好ましい。
(1-17) Cu: 3.00% or less Cu is an element that is effective in improving the hardenability of steel sheets for hot stamping parts and stably securing the tensile strength of hot stamping parts after quenching. .. However, even if the Cu content exceeds 3.00%, the above effect is saturated and the cost is increased. Therefore, the Cu content is 3.00% or less, preferably 2.00% or less, and even more preferably 1.00% or less. In order to surely obtain the above effect, the Cu content is 0.10% or more, preferably 0.20% or more, and more preferably 0.50% or more.
（１−１８）Ｍｏ：０．５０％以下
Ｍｏは、ホットスタンプ部品用鋼板の焼入れ性を高め、かつ焼入れ後のホットスタンプ部品の引張強度を安定して確保することに効果がある元素である。しかし、Ｍｏ含有量が０．５０％を超えても上記効果は飽和し、コストが嵩むだけとなる。このため、Ｍｏ含有量は０．５０％以下であり、０．４０％以下が好ましく、０．３０％以下がさらに好ましい。上記効果を確実に得るためには、Ｍｏ含有量は、０．００５％以上であり、０．１０％以上が好ましく、０．２０％以上がさらに好ましい。
(1-18) Mo: 0.50% or less Mo is an element that is effective in improving the hardenability of steel sheets for hot stamping parts and stably securing the tensile strength of hot stamping parts after quenching. .. However, even if the Mo content exceeds 0.50%, the above effect is saturated and the cost is increased. Therefore, the Mo content is 0.50% or less, preferably 0.40% or less, and more preferably 0.30% or less. In order to surely obtain the above effect, the Mo content is 0.005% or more, preferably 0.10% or more, and more preferably 0.20% or more.
（１−１９）Ｍｇ：０．００３０％以下
Ｍｇは、鋼中の介在物を微細化し、焼入れ後のホットスタンプ部品の靱性を向上させる効果を有する。しかし、Ｍｇ含有量が０．００３０％を超えるとこの効果は飽和し、コストが嵩む。このため、Ｍｇ含有量は、０．００３０％以下であり、０．００２５％以下が好ましく、０．００２０％以下がさらに好ましい。上記効果を確実に得るためには、Ｍｇ含有量は、０．０００５％以上であり、０．００１０％以上が好ましく、０．００１５％以上がさらに好ましい。
(1-19) Mg: 0.0030% or less Mg has the effect of refining inclusions in steel and improving the toughness of hot stamped parts after quenching. However, if the Mg content exceeds 0.0030%, this effect is saturated and the cost increases. Therefore, the Mg content is 0.0030% or less, preferably 0.0025% or less, and even more preferably 0.0020% or less. In order to surely obtain the above effect, the Mg content is 0.0005% or more, preferably 0.0010% or more, and more preferably 0.0015% or more.
（１−２０）Ｃａ：０．００３０％以下
Ｃａは、鋼中の介在物を微細化し、焼入れ後のホットスタンプ部品の靱性を向上させる効果を有する。しかし、Ｃａ含有量が０．００３０％を超えるとこの効果は飽和し、コストが嵩む。このため、Ｃａ含有量は、０．００３０％以下であり、０．００２５％以下が好ましく、０．００２０％以下がさらに好ましい。上記効果を確実に得るためには、Ｃａ含有量は、０．０００５％以上であり、０．００１０％以上が好ましく、０．００１５％以上がさらに好ましい。
(1-20) Ca: 0.0030% or less Ca has the effect of refining inclusions in steel and improving the toughness of hot stamped parts after quenching. However, if the Ca content exceeds 0.0030%, this effect is saturated and the cost increases. Therefore, the Ca content is 0.0030% or less, preferably 0.0025% or less, and even more preferably 0.0020% or less. In order to surely obtain the above effect, the Ca content is 0.0005% or more, preferably 0.0010% or more, and further preferably 0.0015% or more.
（１−２１）Ｌａ：０．０３０％以下
Ｌａは、鋼中の介在物を微細化し、焼入れ後のホットスタンプ部品の靱性を向上させる効果を有する。しかし、Ｌａ含有量が０．０３０％を超えるとこの効果は飽和し、コストが嵩む。このため、Ｌａ含有量は、０．０３０％以下であり、０．０２０％以下が好ましく、０．０１０％以下がさらに好ましい。上記効果を確実に得るためには、Ｌａ含有量は、０．００１％以上であり、０．００３％以上が好ましく、０．００５％以上がさらに好ましい。
(1-21) La: 0.030% or less La has the effect of refining inclusions in steel and improving the toughness of hot stamped parts after quenching. However, if the La content exceeds 0.030%, this effect is saturated and the cost increases. Therefore, the La content is 0.030% or less, preferably 0.020% or less, and more preferably 0.010% or less. In order to surely obtain the above effect, the La content is 0.001% or more, preferably 0.003% or more, and further preferably 0.005% or more.
（１−２２）Ｃｅ：０．０３０％以下
Ｃｅは、鋼中の介在物を微細化し、焼入れ後のホットスタンプ部品の靱性を向上させる効果を有する。しかし、Ｃｅ含有量が０．０３０％を超えるとこの効果は飽和し、コストが嵩む。このため、Ｃｅ含有量は、０．０３０％以下であり、０．０２５％以下が好ましく、０．０２０％以下がさらに好ましい。上記効果を確実に得るためには、Ｃｅ含有量は、０．００１％以上であり、０．００５％以上が好ましく、０．０１０％以上がさらに好ましい。
(1-22) Ce: 0.030% or less Ce has the effect of refining inclusions in steel and improving the toughness of hot stamped parts after quenching. However, if the Ce content exceeds 0.030%, this effect is saturated and the cost increases. Therefore, the Ce content is 0.030% or less, preferably 0.025% or less, and more preferably 0.020% or less. In order to surely obtain the above effect, the Ce content is 0.001% or more, preferably 0.005% or more, and more preferably 0.010% or more.
上記以外の残部は、Ｆｅおよび不純物である。不純物としては、鉱石やスクラップ等の原材料に含まれるもの、製造工程において含まれるもの、が例示される。 The rest other than the above is Fe and impurities. Examples of impurities include those contained in raw materials such as ore and scrap, and those contained in the manufacturing process.
（２）金属組織
（２−１）フェライトおよびパーライトの混合組織
本発明に係る鋼板は、ホットスタンプ用ブランクの加工性の観点、ホットスタンプ時の成形性および焼入れ性などの観点から、金属組織は、フェライトおよびパーライトの混合組織を有する。
(2) Metal structure (2-1) Mixed structure of ferrite and pearlite The steel plate according to the present invention has a metal structure from the viewpoint of workability of a blank for hot stamping, formability at the time of hot stamping, and hardenability. It has a mixed structure of ferrite and pearlite.
（２−２）パーライト面積率：１０．０％以上
パーライトは、フェライトとセメンタイトＦｅ３Ｃが交互に層状に並んだ構造を有する組織であるため、溶融し易い特性を有する。ホットスタンプ工程での加熱では、短時間の間にホットスタンプ部品用鋼板の温度を高くでき、焼きも入り易くなるため、ホットスタンプ部品の高強度を確保できる。
(2-2) pearlite area ratio: 10.0% or more perlite, since ferrite and cementite Fe 3 C is a tissue having aligned structure in layers alternately have a melt easily characteristics. In the heating in the hot stamping process, the temperature of the steel plate for hot stamping parts can be raised in a short time, and the hot stamping parts can be easily hardened, so that the high strength of the hot stamping parts can be ensured.
一方、パーライトを構成するセメンタイト以外のセメンタイト（パーライト外のセメンタイト）といった炭化物、および鋼板がＮｂを含有する場合に生成しうる複合炭窒化物ＮｂＴｉ（Ｃ，Ｎ）は、加熱しても溶解し難く、割れを誘発して耐破壊特性を損なう原因にもなる。 On the other hand, carbides such as cementite (cementite outside pearlite) other than cementite constituting pearlite, and composite carbonitride NbTi (C, N) that can be formed when the steel sheet contains Nb are difficult to dissolve even when heated. It also induces cracking and impairs fracture resistance.
このため、鋼中の炭素は、できるだけパーライトを構成するセメンタイトとして存在させることが好ましい。したがって、パーライトを面積率で１０％以上とする。 Therefore, it is preferable that carbon in the steel exists as cementite constituting pearlite as much as possible. Therefore, the area ratio of pearlite is set to 10% or more.
（２−３）フェライト粒界に存在し、かつパーライトを構成するセメンタイトを除く粒径０．２μｍ以上のセメンタイトの個数密度：２０．０個／１００００μｍ２未満
パーライトを構成するセメンタイトとして消費されなかった炭素は、炭化物として鋼中に存在する場合がある。この場合、フェライト粒界にセメンタイトが濃化して形成され、これが割れの原因になる。
(2-3) Number of cementites having a particle size of 0.2 μm or more excluding cementites present at ferrite grain boundaries and constituting pearlite Density: 20.0 pieces / 10000 μm less than 2 Not consumed as cementites constituting pearlite Carbon may be present in steel as a carbide. In this case, cementite is concentrated and formed at the ferrite grain boundaries, which causes cracks.
したがって、フェライト粒界に存在するセメンタイトの個数密度は、２０．０個／１００００μｍ２未満であり、好ましくは１６．０個／１００００μｍ２以下であり、さらに好ましくは１２．０個／１００００μｍ２以下である。 Therefore, the number density of cementite present at the ferrite grain boundaries is less than 20.0 pieces / 10000 μm 2 , preferably 16.0 pieces / 10000 μm 2 or less, and more preferably 12.0 pieces / 10000 μm 2 or less. be.
ただし、粒径０．２μｍ未満のセメンタイトは割れに影響しないため、フェライト粒界に存在する粒径０．２μｍ以上のセメンタイト（ただし、パーライトを構成するセメンタイトを除く）の個数密度を２０．０個／１００００μｍ２未満とする。 However, since cementite having a particle size of less than 0.2 μm does not affect cracking, the number density of cementite having a particle size of 0.2 μm or more (excluding cementite constituting pearlite) existing at the ferrite grain boundary is 20.0. / 10000 μm less than 2.
なお、フェライトおよびパーライトの面積率、ならびにセメンタイトの個数密度は、例えば、実施例に記載の方法で測定することができる。 The area ratio of ferrite and pearlite and the number density of cementite can be measured by, for example, the method described in Examples.
（３）用途
本発明に係る鋼板は、ホットスタンプ部品に用いられるものである。対象とするホットスタンプ部品としては、バンパーレインフォースメントおよび自動車のボディシェルの構造部材（例えばＡピラーレインフォースメント，Ｂピラーレインフォースメント，フロントサイドメンバ，リアーサイドメンバ，ルーフレール，各種クロスメンバ等）が例示される。
(3) Applications The steel sheet according to the present invention is used for hot stamping parts. Target hot stamp parts include bumper reinforcements and structural members of automobile body shells (for example, A-pillar reinforcement, B-pillar reinforcement, front side members, rear side members, roof rails, various cross members, etc.). Is exemplified.
２．本発明に係るホットスタンプ部品用鋼板の製造方法
次に、本発明に係るホットスタンプ部品用鋼板の製造方法を説明する。
2. Method for Manufacturing Steel Sheet for Hot Stamping Parts According to the Present Invention Next, a method for manufacturing a steel sheet for hot stamping parts according to the present invention will be described.
（１）圧延工程
上述した化学組成を有する鋼塊または鋼片を、１２００〜１３５０℃に加熱後、１０００〜１１５０℃で粗圧延を完了し、Ａｅ３＋５０℃以上で仕上圧延を完了させる。
鋼塊または鋼片の加熱によりＭｎＳ，複合炭窒化物ＮｂＴｉ（Ｃ，Ｎ）が固溶する。冷却すれば、再度析出するが、固溶させた後に再析出させれば、これらの介在物は微細に分散し、１０μｍ以上の長さのＭｎＳ，直径０．１μｍ以上の複合炭窒化物ＮｂＴｉ（Ｃ，Ｎ）は生成し難くなる。
(1) Rolling Step After heating a steel ingot or steel piece having the above-mentioned chemical composition to 1200 to 1350 ° C., rough rolling is completed at 1000 to 1150 ° C., and finish rolling is completed at Ae 3 + 50 ° C. or higher.
MnS and composite carbonitride NbTi (C, N) are solid-solved by heating the ingot or piece of steel. When cooled, it precipitates again, but when it is solid-solved and then reprecipitated, these inclusions are finely dispersed, and MnS having a length of 10 μm or more and a composite carbonitride NbTi having a diameter of 0.1 μm or more (NbTi). C and N) are difficult to generate.
ＭｎＳは、１２００〜１２５０℃程度で固溶する。また、複合炭窒化物ＮｂＴｉ（Ｃ，Ｎ）は、１１５０℃以上でＮｂが優先的に固溶し、さらに温度を上げるとＴｉも固溶する。Ｎｂが優先的に固溶すれば、その後の冷却過程において複合炭窒化物ＮｂＴｉ（Ｃ，Ｎ）が微細に再析出する。このため、ＭｎＳと複合炭窒化物ＮｂＴｉ（Ｃ，Ｎ）の両方を固溶させ微細析出させるために、鋼塊または鋼片の加熱温度は、１２００℃以上である。 MnS dissolves at about 1200 to 1250 ° C. Further, in the composite carbonitride NbTi (C, N), Nb is preferentially dissolved at 1150 ° C. or higher, and Ti is also solid-solved when the temperature is further raised. If Nb is preferentially dissolved, the composite carbonitride NbTi (C, N) is finely reprecipitated in the subsequent cooling process. Therefore, in order to dissolve both MnS and the composite carbonitride NbTi (C, N) in a solid solution and finely deposit them, the heating temperature of the ingot or the steel piece is 1200 ° C. or higher.
一方、鋼塊または鋼片の加熱温度を高くし過ぎると、エネルギーコストが嵩むことから、鋼塊または鋼片の加熱温度は、１３５０℃以下であり、好ましくは１３００℃以下である。 On the other hand, if the heating temperature of the ingot or steel piece is too high, the energy cost increases. Therefore, the heating temperature of the steel ingot or steel piece is 1350 ° C. or lower, preferably 1300 ° C. or lower.
また、鋼塊または鋼片を十分に均熱化するために４０分間以上加熱することが好ましく、１時間以上加熱することがより好ましい。しかし、鋼塊または鋼片の加熱時間が２．０時間を超えるとエネルギーコストが嵩むことから、鋼塊または鋼片の加熱時間は、２．０時間以下であることが好ましい。 Further, it is preferable to heat the ingot or the steel piece for 40 minutes or more in order to sufficiently homogenize the heat, and it is more preferable to heat the steel ingot or the steel piece for 1 hour or more. However, if the heating time of the ingot or the steel piece exceeds 2.0 hours, the energy cost increases. Therefore, the heating time of the steel ingot or the steel piece is preferably 2.0 hours or less.
鋼塊または鋼片を以上のように加熱した後、粗圧延を開始し、１０００〜１１５０℃で粗圧延を完了する。粗圧延の完了温度が１０００℃未満であると、後述する仕上圧延の完了温度を満足することができなくなる。一方、粗圧延の完了温度が１１５０℃を超えると、再結晶は進行するものの、結晶粒の粗大化が進行し、仕上圧延での結晶粒の粗大化につながる。 After heating the ingot or piece of steel as described above, rough rolling is started, and rough rolling is completed at 1000 to 1150 ° C. If the completion temperature of rough rolling is less than 1000 ° C., the completion temperature of finish rolling, which will be described later, cannot be satisfied. On the other hand, when the completion temperature of the rough rolling exceeds 1150 ° C., the recrystallization proceeds, but the coarsening of the crystal grains progresses, which leads to the coarsening of the crystal grains in the finish rolling.
この後、Ａｅ３＋５０℃以上で仕上圧延を完了する。Ａｅ３＋５０℃より低い温度で熱間圧延を施すと、加工フェライトが残存し、延性が大幅に劣化するからである。本発明の化学組成系では、熱間圧延の完了温度がＡｅ３＋５０℃以上であれば、これらの問題は生じない。一方、熱間圧延完了温度が１０５０℃を超えると、スケール噛み込み等の表面欠陥を生じるおそれがある。したがって、熱間圧延の完了温度は１０５０℃以下であることが好ましい。 After that, the finish rolling is completed at Ae 3 + 50 ° C. or higher. This is because if hot rolling is performed at a temperature lower than Ae 3 + 50 ° C., the processed ferrite remains and the ductility is significantly deteriorated. In the chemical composition system of the present invention, these problems do not occur if the completion temperature of hot rolling is Ae 3 + 50 ° C. or higher. On the other hand, if the hot rolling completion temperature exceeds 1050 ° C., surface defects such as scale biting may occur. Therefore, the completion temperature of hot rolling is preferably 1050 ° C. or lower.
なお、Ａｅ３点は下記式に従って算出する。
Ａｅ３（℃）＝９３７−４７７Ｃ＋５６Ｓｉ−２０Ｍｎ−１６Ｃｕ−１５Ｎｉ−５Ｃｒ＋３８Ｍｏ＋１３６Ｔｉ−１９Ｎｂ＋１９８Ａｌ＋３３１５Ｂ
但し、上記式中の元素記号は、鋼板中に含まれる各元素の含有量（質量％）を表し、含有されない場合には０を代入するものとする。
The Ae 3 points are calculated according to the following formula.
Ae 3 (° C.) = 937-477C + 56Si-20Mn-16Cu-15Ni-5Cr + 38Mo + 136Ti-19Nb + 198Al + 3315B
However, the element symbol in the above formula represents the content (mass%) of each element contained in the steel sheet, and if it is not contained, 0 is substituted.
（２）冷却工程
前記圧延工程後、５秒間以上保持した後に、平均冷却速度３０℃／秒以下で８００℃まで冷却する。
Ａｅ３＋５０℃以上で仕上圧延を完了し、仕上圧延後５秒間以上保持した後に一次冷却を開始すること、すなわち仕上圧延から冷却開始までの間に５秒間以上の時間を確保することにより、再結晶オーステナイトからの変態とし、フェライト粒を粗大化させることによりフェライト粒界に存在するパーライト外の粒径０．２μｍ以上のセメンタイトの個数密度を、２０．０個／１００００μｍ２未満に低減することができる。
(2) Cooling Step After the rolling step, the mixture is held for 5 seconds or longer, and then cooled to 800 ° C. at an average cooling rate of 30 ° C./sec or less.
Ae 3 Finish rolling is completed at + 50 ° C. or higher, and after holding for 5 seconds or longer after finish rolling, primary cooling is started, that is, by securing a time of 5 seconds or longer between finish rolling and cooling start, recrystallization is performed. By transforming from crystalline austenite and coarsening the ferrite grains, the number density of cementite with a grain size of 0.2 μm or more outside the pearlite present at the ferrite grain boundaries can be reduced to less than 20.0 / 10,000 μm 2. can.
このように、セメンタイトの個数密度を低減するために、８００℃までの平均冷却速度を３０℃／秒以下に抑制する。 In this way, in order to reduce the number density of cementite, the average cooling rate up to 800 ° C. is suppressed to 30 ° C./sec or less.
（３）巻取工程
熱間圧延後には、金属組織をフェライトおよびパーライトからなる混合組織とし、フェライト粒界にセメンタイトを形成し難くするため、６００〜７５０℃でコイルに巻取る。
(3) Winding step After hot rolling, the metal structure is formed into a mixed structure composed of ferrite and pearlite, and the coil is wound at 600 to 750 ° C. in order to make it difficult to form cementite at the ferrite grain boundaries.
すなわち、セメンタイトへのＣｒ，Ｍｎの濃化は、鋼中のＣｒ，Ｍｎの拡散によって進行する。パーライト中のセメンタイトと比較してフェライト粒界上に存在するセメンタイトには粒界拡散によって速く濃化が進行する。したがって、セメンタイトの溶解を促進するには、粒界上のセメンタイトの生成を抑制することが有効である。粒界上のセメンタイトの生成を抑制するためには、駆動力の小さい温度域で変態させる必要がある。 That is, the concentration of Cr and Mn in cementite proceeds by the diffusion of Cr and Mn in the steel. Compared with cementite in pearlite, cementite existing on ferrite grain boundaries is concentrated faster by grain boundary diffusion. Therefore, in order to promote the dissolution of cementite, it is effective to suppress the formation of cementite on the grain boundaries. In order to suppress the formation of cementite on the grain boundaries, it is necessary to transform it in a temperature range where the driving force is small.
このような観点から、本発明では、巻取温度を６００〜７５０℃とする。なお、巻取温度を６００℃未満にすれば、そもそもセメンタイトへＣｒ，Ｍｎは濃化しないものの、冷間圧延を行う際の荷重が増大するといった製造性を阻害する場合があるため、本発明では、高温巻き取りでも溶け易いセメンタイトを得ることとする。一方、巻取温度が７５０℃を超えると熱延巻取後に強度が低下するため、上限を７５０℃とする。 From this point of view, in the present invention, the winding temperature is set to 600 to 750 ° C. If the winding temperature is set to less than 600 ° C., Cr and Mn are not concentrated in cementite in the first place, but the manufacturability such as an increase in the load during cold rolling may be hindered. It is assumed that cementite, which is easily melted even when wound at high temperature, is obtained. On the other hand, if the winding temperature exceeds 750 ° C., the strength decreases after hot winding, so the upper limit is set to 750 ° C.
その後、必要に応じて、コイルに巻取られたコイル（鋼帯）を巻き戻してから、酸洗、ショットブラスト、研削等の１種または２種以上の処理により、表面に生成したスケールの除去処理（脱スケール）を行ってもよい。 Then, if necessary, the coil (steel strip) wound around the coil is rewound, and then one or more treatments such as pickling, shot blasting, and grinding are performed to remove the scale generated on the surface. Processing (descaling) may be performed.
（４）冷間圧延工程
巻取り後、必要に応じて冷間圧延が行われる。冷間圧延は、上述した脱スケールを実施した後に行う。冷間圧延は、周知慣用の条件を行えばよく、冷間圧延温度は１０〜６０℃とすることが好ましい。冷間圧延することにより、ホットスタンプ後の結晶粒径が微細化する、という効果がある。
(4) Cold rolling process After winding, cold rolling is performed as needed. Cold rolling is performed after the above-mentioned descaling is performed. The cold rolling may be carried out under well-known and commonly used conditions, and the cold rolling temperature is preferably 10 to 60 ° C. Cold rolling has the effect of reducing the crystal grain size after hot stamping.
（５）焼鈍工程
冷間圧延の後に、必要に応じて焼鈍が行われる。巻取り後、酸洗などを行い脱スケール後に冷間圧延工程を行わず直接焼鈍を行ってもよい。焼鈍は６００℃以上で行えばよく、セメンタイトへのＣｒ，Ｍｎの濃化を防止する観点から、オーステナイト相が析出する７００℃以上が好ましい。オーステナイト相を活用してセメンタイトの再溶解を促進することでセメンタイトへのＣｒ、Ｍｎ濃化を抑制する。しかし、焼鈍温度が９００℃を超えると、この効果が飽和するだけでなく、工業的にも燃焼コストが増大する。
(5) Annealing process After cold rolling, annealing is performed as necessary. After winding, pickling or the like may be performed, and after descaling, direct annealing may be performed without performing a cold rolling step. Annealing may be carried out at 600 ° C. or higher, and from the viewpoint of preventing the concentration of Cr and Mn in cementite, 700 ° C. or higher at which the austenite phase is precipitated is preferable. By promoting the redissolution of cementite by utilizing the austenite phase, the concentration of Cr and Mn in cementite is suppressed. However, when the annealing temperature exceeds 900 ° C., not only this effect is saturated, but also the combustion cost increases industrially.
焼鈍は、アンコイル状態で行う連続焼鈍でもよいし、コイルに巻取って行う箱焼鈍でもよい。 The annealing may be continuous annealing performed in an uncoiled state, or box annealing performed by winding on a coil.
焼鈍条件は、周知慣用の条件を採用すればよく、例えば、冷延鋼帯を連続焼鈍する場合には、７３０〜９００℃に加熱し、その温度域で１０秒間以上保時した後、１〜１００℃／秒の平均冷却速度で３００〜５００℃の温度域まで冷却し、さらに３００〜５００℃の温度域に３０秒間〜１０分間保持し、その後に１〜５０℃／秒の平均冷却速度で室温まで冷却することにより、焼鈍を行う。 As the annealing conditions, well-known and commonly used conditions may be adopted. For example, in the case of continuous annealing of a cold-rolled steel strip, it is heated to 730 to 900 ° C. and kept in that temperature range for 10 seconds or more, and then 1 to 1 Cool to a temperature range of 300-500 ° C with an average cooling rate of 100 ° C / sec, hold in a temperature range of 300-500 ° C for 30 seconds to 10 minutes, and then with an average cooling rate of 1-50 ° C / sec. Annealing is performed by cooling to room temperature.
このようにして、本発明に係るホットスタンプ部品用鋼板が製造される。 In this way, the steel sheet for hot stamping parts according to the present invention is manufactured.
実施例を参照しながら、本発明を具体的に説明する。 The present invention will be specifically described with reference to Examples.
表１および表２に示す化学組成（表１および表２に示す以外の残部はＦｅおよび不純物）を有するスラブを、表３に示すスラブ加熱温度およびスラブ加熱時間で加熱した後に粗圧延を開始し、表３に示す粗圧延完了温度で粗圧延を完了し、さらに、表３に示す仕上圧延完了温度で仕上圧延を完了して板厚３．２ｍｍとし、表３に示す巻取温度でコイルに巻取った。 After heating the slab having the chemical composition shown in Tables 1 and 2 (the rest other than those shown in Tables 1 and 2 is Fe and impurities) at the slab heating temperature and slab heating time shown in Table 3, rough rolling is started. The rough rolling is completed at the rough rolling completion temperature shown in Table 3, and the finish rolling is completed at the finish rolling completion temperature shown in Table 3 to obtain a plate thickness of 3.2 mm, and the coil is formed at the winding temperature shown in Table 3. I rolled it up.
巻取ったコイルのうちいくつかのものについては、巻戻して脱スケールを行い、焼鈍を行った。また、別の一部のものについては、コイルを巻戻した後に酸洗を行って脱スケールを行い、その後、冷間圧延を施して板厚１．６ｍｍとした。 Some of the wound coils were rewound, descaled and annealed. In addition, for some of the other ones, after rewinding the coil, pickling was performed to descale, and then cold rolling was performed to obtain a plate thickness of 1.6 mm.
冷間圧延を施したもののうち一部のものについてはさらに焼鈍を行った。冷間圧延、焼鈍を行ったものについては表３に冷間圧延温度と焼鈍温度を示した。なお、表３中のＲＴは室温を示す。表２および表３における下線は本発明の範囲外であることを示す。 Some of the cold-rolled products were further annealed. Table 3 shows the cold rolling temperature and the annealing temperature for those subjected to cold rolling and annealing. RT in Table 3 indicates room temperature. Underlines in Tables 2 and 3 indicate that they are outside the scope of the present invention.
製造したコイルについては、ホットスタンプ処理を施し、ホットスタンプ処理後のホットスタンプ部品の組織観察を行うとともに、ホットスタンプ部品用鋼板としての特性を有するか評価した。具体的には、Ｎｏ．１〜３１、ｘ１〜ｘ１２のホットスタンプ部品用鋼板を製造するとともに、下記（１）〜（２）に示す組織観察を行った。 The manufactured coil was subjected to hot stamping treatment, and the structure of the hot stamped parts after the hot stamping treatment was observed, and whether or not the coil had characteristics as a steel plate for hot stamping parts was evaluated. Specifically, No. Steel sheets for hot stamping parts of 1-31 and x1 to x12 were manufactured, and the microstructures shown in the following (1) to (2) were observed.
（１）金属組織
試料Ｌ断面を鏡面研磨した後、ナイタールエッチングを行い、板厚１／４厚における組織観察を光学顕微鏡にて行った。倍率５００倍の光学顕微鏡写真から画像解析によりフェライトの面積率およびパーライトの面積率を求めた。
(1) Metallic structure After mirror polishing the cross section of the sample L, nightal etching was performed, and the structure was observed with an optical microscope at a plate thickness of 1/4. The area ratio of ferrite and the area ratio of pearlite were determined by image analysis from an optical micrograph at a magnification of 500 times.
（２）フェライト粒界に存在するとともに、パーライトを構成するセメンタイトを除く粒径０．２μｍ以上のセメンタイトの個数密度
鋼板の一部から試料片を切り出し、試料Ｌ断面を鏡面研磨した後、ナイタールエッチングを行い、走査型顕微鏡内で観察を行った。ここで、組織観察は、平均的な位置でのセメンタイトの個数密度を調査する観点から、板厚１／４ｔ位置における１００μｍ×１００μｍ領域において行い、粒径０．２μｍ以上のセメンタイトについてＥＤＸで組成分析を行い、フェライト粒界に存在するとともに、パーライトを構成するセメンタイトを除く粒径０．２μｍ以上のセメンタイトの個数密度を測定した。
(2) Number density of cementite having a particle size of 0.2 μm or more, excluding cementite that exists at ferrite grain boundaries and constitutes pearlite. It was etched and observed in a scanning microscope. Here, the structure observation is performed in the 100 μm × 100 μm region at the plate thickness 1/4 t position from the viewpoint of investigating the number density of cementite at the average position, and the composition analysis of cementite having a particle size of 0.2 μm or more is performed by EDX. The number density of cementite having a particle size of 0.2 μm or more excluding cementite constituting pearlite was measured.
一方、鋼板特性に関し、下記（３）〜（４）に示す方法により評価した。 On the other hand, the steel sheet characteristics were evaluated by the methods shown in (3) to (4) below.
（３）強度（ＴＳ，ＹＳ），伸びＥＬ
ＪＩＳ Ｚ ２２０１に規定される５号試験片を鋼板より採取し、ＪＩＳ Ｚ ２２４１に準拠した引張試験を行い、引張強度ＴＳ、降伏強度ＹＳおよび伸びＥＬを評価した。
(3) Strength (TS, YS), elongation EL
The No. 5 test piece specified in JIS Z 2201 was sampled from a steel plate and subjected to a tensile test in accordance with JIS Z 2241 to evaluate tensile strength TS, yield strength YS and elongation EL.
（４）限界曲げＲ
曲げ性評価に関しては、鋼板から３０ｍｍ×１００ｍｍの試験片を採取し、先端Ｒが２．０〜５．０のパンチにて９０度曲げ試験を行い、曲げ部に割れが発生する最大Ｒを求めた。割れが発生する最大Ｒは板厚ｔにも依存するため、得られた最大Ｒを板厚ｔで除算して、限界Ｒ／ｔとして、Ｒ／ｔが２．０以下のものを曲げ性が良好なものとして評価した。
(4) Limit bending radius
Regarding the evaluation of bendability, a test piece of 30 mm × 100 mm was taken from a steel plate, and a 90-degree bending test was performed with a punch having a tip R of 2.0 to 5.0 to obtain the maximum R at which cracks occur in the bent portion. rice field. Since the maximum R at which cracks occur depends on the plate thickness t, the obtained maximum R is divided by the plate thickness t to set the limit R / t as the limit R / t, which has a bendability of 2.0 or less. It was evaluated as good.
表４に、組織観察の結果を示す。また、表５に板厚および鋼板の機械特性の結果を示す。表４における下線は本発明の範囲外であることを示し、表５における下線は機械特性が芳しくない値であることを示す。 Table 4 shows the results of tissue observation. Table 5 shows the results of the plate thickness and the mechanical properties of the steel plate. The underline in Table 4 indicates that it is outside the scope of the present invention, and the underline in Table 5 indicates that the mechanical properties are not good.
表５におけるＮｏ．１〜Ｎｏ．３１は本発明の規定を全て満足する本発明例であり、Ｎｏ．ｘ１〜ｘ１１は本発明の規定を満足しない比較例である。 No. in Table 5 1-No. Reference numeral 31 denotes an example of the present invention that satisfies all the provisions of the present invention. x1 to x11 are comparative examples that do not satisfy the provisions of the present invention.
表５に示すように、Ｎｏ．１〜Ｎｏ．３１の本発明例は、１０％以上のパーライトおよびフェライトの混合組織からなり、フェライト粒界に存在するとともに、パーライトを構成するセメンタイトを除く粒径０．２μｍ以上のセメンタイトの個数密度：２０個／１００００μｍ２以下を得られ、焼戻しを行わずにホットスタンプ成形とその際の焼入れのままで、ＴＳ：１５２３〜１７６３（ＭＰａ），ＹＳ：９８９〜１１３３（ＭＰａ），ＥＬ：７．９〜１０．９（％），限界Ｒ／ｔ：０．９〜１．９の機械特性を有しており、超高強度（特に引張強度が１．５〜１．８ＧＰａ）を有するとともに耐破壊特性が大きく改善されたホットスタンプ部品を製造できることが分かる。 As shown in Table 5, No. 1-No. 31 examples of the present invention consist of a mixed structure of 10% or more of pearlite and ferrite, and are present at the ferrite grain boundary, and the number density of cementite having a particle size of 0.2 μm or more excluding cementite constituting pearlite: 20 pieces / 10000 μm 2 or less can be obtained, and TS: 1523-1763 (MPa), YS: 989 to 1133 (MPa), EL: 7.9 to 10. It has mechanical properties of 9 (%) and limit R / t: 0.9 to 1.9, has ultra-high strength (particularly tensile strength of 1.5 to 1.8 GPa), and has large fracture resistance. It can be seen that improved hot stamping parts can be manufactured.
これに対し、Ｎｏ．ｘ１およびＮｏ．ｘ２は、Ｓ含有量が本発明の範囲の上限を超えるため、限界Ｒ／ｔが芳しくない値であった。 On the other hand, No. x1 and No. x2 had an unfavorable limit R / t because the S content exceeded the upper limit of the range of the present invention.
Ｎｏ．ｘ３は、仕上圧延完了後の保持時間が本発明の範囲の下限を下回るため、セメンタイト粒界上のセメンタイトの個数密度が高くなり、限界Ｒ／ｔが芳しくない値であった。 No. Since the holding time of x3 after the completion of finish rolling is less than the lower limit of the range of the present invention, the number density of cementite on the cementite grain boundaries is high, and the limit R / t is a value that is not favorable.
Ｎｏ．ｘ４は、８００℃までの平均冷却速度が本発明の範囲の上限を上回るため、セメンタイト粒界上のセメンタイトの個数密度が高くなり、限界Ｒ／ｔが芳しくない値であった。 No. In x4, since the average cooling rate up to 800 ° C. exceeds the upper limit of the range of the present invention, the number density of cementite on the cementite grain boundary becomes high, and the limit R / t is a value that is not good.
Ｎｏ．ｘ５は、Ｃ含有量が本発明の範囲の上限を超えるため、限界Ｒ／ｔが芳しくない値であった。 No. x5 was a value at which the limit R / t was not favorable because the C content exceeded the upper limit of the range of the present invention.
Ｎｏ．ｘ６は、Ｓｉ含有量が本発明の範囲の上限を超えるため、限界Ｒ／ｔが芳しくない値であった。 No. x6 was a value at which the limit R / t was not favorable because the Si content exceeded the upper limit of the range of the present invention.
Ｎｏ．ｘ７は、Ｍｎ含有量が本発明の範囲の上限を超えるため、セメンタイト粒界上のセメンタイトの個数密度が高くなり、限界Ｒ／ｔが芳しくない値であった。 No. In x7, since the Mn content exceeds the upper limit of the range of the present invention, the number density of cementite on the cementite grain boundary becomes high, and the limit R / t is a value that is not good.
Ｎｏ．ｘ８は、Ｂ含有量が本発明の範囲の上限を超えるため、引張強度が不足した。 No. In x8, the B content exceeds the upper limit of the range of the present invention, so that the tensile strength is insufficient.
Ｎｏ．ｘ９は、Ａｌ含有量が本発明の範囲の上限を超えるため、限界Ｒ／ｔが芳しくない値であった。 No. x9 had an unfavorable limit R / t because the Al content exceeded the upper limit of the range of the present invention.
Ｎｏ．ｘ１０は、Ｎ含有量が本発明の範囲の上限を超えるため、引張強度が不足した。 No. Since the N content of x10 exceeds the upper limit of the range of the present invention, the tensile strength is insufficient.
Ｎｏ．ｘ１１は、Ｏ含有量が本発明の範囲の上限を超えるため、限界Ｒ／ｔが芳しくない値であった。 No. x11 had an unfavorable limit R / t because the O content exceeded the upper limit of the range of the present invention.
Claims (9)
Ｃ：０．１０以上０．２７％未満、
Ｓｉ：０．００１〜２．００％、
Ｍｎ：０．００１〜３．００％、
Ｐ：０．１００％以下、
Ｓ：０．００５０％未満、
Ａｌ：０．０００１〜０．１００％、
Ｔｉ：０．００１〜０．５００％、
Ｏ：０．００３０％未満、
Ｂ：０．０００６〜０．００３０％、
Ｎ：０．０１００％以下、および、
残部：Ｆｅおよび不純物であり、
金属組織が、フェライトおよびパーライトの混合組織であって、面積％で、
パーライト：１０．０％以上であり、かつ、
フェライト粒界に存在するとともに、パーライトを構成するセメンタイトを除く粒径０．２μｍ以上のセメンタイトの個数密度が２０．０個／１００００μｍ２未満である、ホットスタンプ部品用鋼板。 The chemical composition is mass%,
C: 0.10 or more and less than 0.27%,
Si: 0.001-2.00%,
Mn: 0.001 to 3.00%,
P: 0.100% or less,
S: Less than 0.0050%,
Al: 0.0001 to 0.100%,
Ti: 0.001 to 0.500%,
O: Less than 0.0030%,
B: 0.0006 to 0.0030%,
N: 0.0100% or less, and
Remaining: Fe and impurities,
The metallographic structure is a mixed structure of ferrite and pearlite, and the area is%.
Pearlite: 10.0% or more and
A steel sheet for hot stamping parts that exists at the ferrite grain boundaries and has a density of 20.0 pieces / 10000 μm 2 or less of cementite having a particle size of 0.2 μm or more excluding cementite constituting pearlite.
Ｎｂ：０．１００％以下、および、
Ｃｒ：０．５０％以下、
から選択される１種以上を含有する、請求項１に記載のホットスタンプ部品用鋼板。 When the chemical composition is mass%,
Nb: 0.100% or less, and
Cr: 0.50% or less,
The steel sheet for hot stamping parts according to claim 1, which contains one or more selected from the above.
Ｖ：２．００％以下、
Ｔａ：０．５０％以下、および、
Ｗ：３．００％以下、
から選択される１種以上を含有する、請求項１または請求項２に記載のホットスタンプ部品用鋼板。 When the chemical composition is mass%,
V: 2.00% or less,
Ta: 0.50% or less, and
W: 3.00% or less,
The steel sheet for hot stamping parts according to claim 1 or 2, which contains one or more selected from the above.
Ｎｉ：５．００％以下、
Ｃｕ：３．００％以下、および、
Ｍｏ：０．５０％以下、
から選択される１種以上を含有する、請求項１〜請求項３のいずれかに記載のホットスタンプ部品用鋼板。 When the chemical composition is mass%,
Ni: 5.00% or less,
Cu: 3.00% or less, and
Mo: 0.50% or less,
The steel sheet for hot stamping parts according to any one of claims 1 to 3, which contains one or more selected from the above.
Ｍｇ：０．００３０％以下、
Ｃａ：０．００３０％以下、
Ｌａ：０．０３０％以下、および、
Ｃｅ：０．０３０％以下、
から選択される１種以上を含有する、請求項１〜請求項４のいずれかに記載のホットスタンプ部品用鋼板。 When the chemical composition is mass%,
Mg: 0.0030% or less,
Ca: 0.0030% or less,
La: 0.030% or less, and
Ce: 0.030% or less,
The steel sheet for hot stamping parts according to any one of claims 1 to 4, which contains one or more selected from the above.
前記化学組成を有する鋼塊または鋼片を１２００〜１３５０℃に加熱後、１０００〜１１５０℃で粗圧延を完了し、Ａｅ３＋５０℃以上で仕上圧延を完了させる圧延工程と、
前記圧延工程後、５秒間以上保持した後に、平均冷却速度３０℃／秒以下で８００℃まで冷却する冷却工程と、
前記冷却工程後、６００〜７５０℃で巻き取る巻取工程と、
を含む、ホットスタンプ部品用鋼板の製造方法。 The method for manufacturing a steel sheet for hot stamping parts according to any one of claims 1 to 5.
A rolling step in which a steel ingot or steel piece having the chemical composition is heated to 1200 to 1350 ° C., rough rolling is completed at 1000 to 1150 ° C., and finish rolling is completed at Ae 3 + 50 ° C. or higher.
After the rolling step, after holding for 5 seconds or more, a cooling step of cooling to 800 ° C. at an average cooling rate of 30 ° C./sec or less, and
After the cooling step, a winding step of winding at 600 to 750 ° C.
A method for manufacturing steel sheets for hot stamping parts, including.
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