JP2022503938A - 表面品質に優れ、材質ばらつきが少ない超高強度熱延鋼板及びその製造方法 - Google Patents
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Abstract
【解決手段】重量%で、C:0.16~0.27%、Mn:0.8~2.6%、Si:0.05~0.3%、Al:0.05%以下、Ti:0.01~0.08%、B:0.001~0.005%、Ca:0.001~0.005%、N:0.001~0.010%、残部はFe及びその他の不可避不純物からなり、下記関係式1~3を満たし、面積分率でマルテンサイト及びオートテンパードマルテンサイトの合計が95%以上であり、フェライトが5%以下(0%を含む)である微細組織を含み、平均サイズが40nm以下である複合析出物を含むことを特徴とする。
[関係式1]
16≦100(C+Mn/100+B/10)≦28
[関係式2]
1≦[(Al/27)×(N/14)]/[(Ti/48)×(B/11)]≦14
[関係式3]
0.05≦[(Al/27)×(N/14)]/[(Ti/48)×(B/11)]/100(C+Mn/100+B/10)≦0.66
(但し、上記関係式1~3に記載された合金成分の含有量は、重量%である。)
【選択図】図3
Description
一方、自動車の車体補強材部品として使用される引張強度1.2GPa級以上の超高強度鋼を提供するために多くの研究及び開発が進められており、その代表的な例としては特許文献1~5がある。
しかし、特許文献1~4に従って製造する場合、熱間圧延後の冷延及び焼鈍熱処理(CAL、Continuous Annealing Line)工程を経る必要があるため、製造コストが急激に上昇するという欠点があるだけでなく、現在、商業的に使用されている自動車用バンパーまたは補強材に適用するには、引張強度が比較的低いという問題点がある。
特許文献5に従って製造する場合、1.8GPaの超高強度は確保することができるが、冷間圧延された鋼板が再び熱間プレス成形段階(Hot Press Forming)を経る必要があるため、製造コストがさらに高くなるという問題点がある。
したがって、従来の超高強度冷延鋼板及び熱間成形鋼を代替できるだけでなく、より高い引張強度を確保することができ、製造コストを画期的に低減することができる超高強度熱延鋼板及びその製造方法に関する開発が求められている実情である。
一方、本発明の課題は上述した内容に限定されない。本発明の課題は、本明細書の内容全体から理解されることができ、本発明が属する技術分野において通常の知識を有する者であれば、本発明の付加的な課題を理解するのに何の難しさもない。
[関係式1]
16≦100(C+Mn/100+B/10)≦28
[関係式2]
1≦[(Al/27)×(N/14)]/[(Ti/48)×(B/11)]≦14
[関係式3]
0.05≦[(Al/27)×(N/14)]/[(Ti/48)×(B/11)]/100(C+Mn/100+B/10)≦0.66
(但し、上記関係式1~3に記載された合金成分の含有量は、重量%である。)
[関係式1]
16≦100(C+Mn/100+B/10)≦28
[関係式2]
1≦[(Al/27)×(N/14)]/[(Ti/48)×(B/11)]≦14
[関係式3]
0.05≦[(Al/27)×(N/14)]/[(Ti/48)×(B/11)]/100(C+Mn/100+B/10)≦0.66
(但し、上記関係式1~3に記載された合金成分の含有量は、重量%である。)
炭素(C)は、熱間圧延後の急冷時に微細組織をマルテンサイトに製作して強度を増加させる非常に重要な元素である。C含有量が0.16%未満の場合には、マルテンサイト自体の強度が低くて本発明で目標とする強度確保が難しくなる虞がある。これに対し、C含有量が0.27%を超える場合には、溶接性及び過度の強度上昇により曲げ加工性が低下するという問題点がある。したがって、C含有量は0.16~0.27%であることが好ましい。上記C含有量の下限は、0.17%であることがより好ましく、0.18%であることがさらに好ましく、0.19%であることが最も好ましい。上記C含有量の上限は、0.26%であることがより好ましく、0.25%であることがさらに好ましく、0.24%であることが最も好ましい。
マンガン(Mn)は、フェライト形成を抑制し、オーステナイトの安定性を高めて低温変態相の形成を容易にすることで強度を増加させる。Mn含有量が0.8%未満の場合には、本発明で目標とする強度確保が難しくなる虞がある。これに対し、Mn含有量が2.6%を超える場合には、連鋳スラブ及び熱延鋼板の内部または外部、或いはこれら全てにおいて偏析帯を形成させてクラック発生と伝播を誘発し、鋼板の最終品質を低下させて溶接性及び曲げ加工性を劣位にする虞がある。したがって、Mn含有量は0.8~2.6%であることが好ましい。上記Mn含有量の下限は、0.85%であることがより好ましく、0.90%であることがさらに好ましく、0.95%であることが最も好ましい。上記Mn含有量の上限は、2.5%であることがより好ましく、2.4%であることがさらに好ましく、2.3%であることが最も好ましい。
ケイ素(Si)は、鋼板の延性を低下させずに強度を確保することができる有用な元素である。また、フェライト形成を促進し、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、マルテンサイト形成を促進する元素である。Si含有量が0.05%未満の場合には、上記の効果を十分に確保することが難い。これに対し、Si含有量が0.3%を超える場合には、鋼板の表面に赤スケールが生成され、酸洗後の鋼板表面に跡が残って表面品質が低下する虞がある。したがって、Si含有量は0.05~0.3%であることが好ましい。上記Si含有量の下限は、0.06%であることがより好ましく、0.07%であることがさらに好ましく、0.08%であることが最も好ましい。上記Si含有量の上限は、0.28%であることがより好ましく、0.26%であることがさらに好ましく、0.24%であることが最も好ましい。
アルミニウム(Al)は、鋼板の表面に濃化されてめっき性を悪化させる一方で、炭化物形成を抑制して鋼の延性を増加させる。更に、鋼中のアルミニウム(Al)は、窒素(N)と反応してAlN析出させるが、薄スラブ製造時にこれら析出物が析出する鋳片冷却条件でスラブクラックを誘発して鋳片または熱延鋼板の品質を低下させる虞がある。したがって、その含有量をできるだけ低く制御する必要があり、0.05%以下に制御することが好ましい。上記Al含有量は0.048%以下であることがより好ましく、0.046%以下であることがさらに好ましく、0.045%以下であることが最も好ましい。
チタン(Ti)は、析出物及び窒化物の形成元素として鋼の強度を増加させる元素である。また、Tiは凝固温度の近くでTiN形成により固溶Nを除去し、AlNなどの析出物量を減少させることで、高温延性の低下を防止し、エッジ(Edge)クラック発生を減少させる元素である。Ti含有量が0.01%未満である場合には、微細なAlNまたはBN析出物が過度に析出することによる鋳造スラブの延性低下を招いてスラブ品質を劣化させる。これに対し、Ti含有量が0.08%を超える場合には、粗大なTiN析出物の形成による結晶粒微細化の効果を期待し難いだけでなく、製造コストが上昇する。したがって、Ti含有量は0.01~0.08%であることが好ましい。上記Ti含有量の下限は、0.012%であることがより好ましく、0.014%であることがさらに好ましく、0.016%であることが最も好ましい。上記Ti含有量の上限は、0.07%であることがより好ましく、0.06%であることがさらに好ましく、0.05%であることが最も好ましい。
ホウ素(B)は、鋼の硬化能を増加させる元素である。その含有量が0.001%未満の場合、上記効果を得ることができず、0.005%を超えると、オーステナイト再結晶温度を上昇させて溶接性を悪くする。したがって、B含有量は、0.001~0.005%に制限することが好ましい。上記B含有量の下限は、0.0012%であることがより好ましく、0.0014%であることがさらに好ましく、0.0016%であることが最も好ましい。上記B含有量の上限は、0.0045%であることがより好ましく、0.0040%であることがさらに好ましく、0.0035%であることが最も好ましい。
カルシウム(Ca)は、溶鋼中のAl、Oと反応して低融点である球状介在物(12CaO・17Al2O3)を形成してノズルの目詰まり防止と介在物の分離浮上を容易にする元素である。Ca含有量が0.001%未満の場合、上記効果を確保し難い。これに対し、Ca含有量が0.005%を超える場合には、高融点介在物が形成されてノズルの目詰まりを助長することにより鋳造中断が発生する虞があり、大型介在物(>50μm)が形成されて鋼板の加工性を劣位にすることがある。したがって、Ca含有量は、0.001~0.005%に制御することが好ましい。上記Ca含有量の下限は、0.0012%であることがより好ましく、0.0014%であることがさらに好ましく、0.0016%であることが最も好ましい。上記Ca含有量の上限は、0.0045%であることがより好ましく、0.0040%であることがさらに好ましく、0.0035%であることが最も好ましい。
窒素(N)は、オーステナイト安定化及び窒化物の形成元素である。N含有量が0.001%未満の場合には、上記の効果が不十分になる。これに対し、N含有量が0.010%を超える場合には、析出物の形成元素と反応して析出強化の効果を増加させるが、延性の急激な低下を招く虞がある。したがって、N含有量は0.001~0.010%であることが好ましい。上記N含有量の下限は、0.0012%であることがより好ましく、0.0014%であることがさらに好ましく、0.0016%であることが最も好ましい。上記N含有量の上限は、0.009%であることがより好ましく、0.008%であることがさらに好ましく、0.007%であることが最も好ましい。
[関係式1]
16≦100(C+Mn/100+B/10)≦28
上記関係式1は、本発明が得ようとする機械的物性を確保するための成分関係式である。上記関係式1の値が16未満の場合には、本発明が目標とする強度を確保し難く、28を超える場合には、延伸率が低下して加工時にクラックが発生する虞がある。したがって、上記関係式1の値は、16~28の範囲を有することが好ましい。上記関係式1の値の下限は、17であることがより好ましく、18であることがさらに好ましく、19であることが最も好ましい。上記関係式1の値の上限は、27であることがより好ましく、26であることがさらに好ましく、25であることが最も好ましい。
1≦[(Al/27)×(N/14)]/[(Ti/48)×(B/11)]≦14
上記関係式2は、スラブまたはバーのエッジ(Edge)の品質を確保して最終的に得られる熱延鋼板の表面品質を向上させるための成分関係式である。上記関係式2の値が1未満の場合には、TiまたはB含有量が高いか、AlまたはN含有量が低い場合であって、粗大なTi(C、N)及びB(C、N)析出物が過度に析出することによる高温延性の低下を招き、スラブまたはバーのエッジにクラックが発生する虞がある。一方、14を超える場合には、TiまたはB含有量が少ないか、AlまたはN含有量が多い場合であって、AlNが過度に析出して高温延性が低下するのに伴い、スラブまたはバーのエッジ品質が劣化する虞がある。したがって、上記関係式2の値は、1~14の範囲を有することが好ましい。上記関係式2の値の下限は、1.1であることがより好ましく、1.2であることがさらに好ましく、1.3であることが最も好ましい。上記関係式2の値の上限は、13であることがより好ましく、12であることがさらに好ましく、11であることが最も好ましい。
0.05≦[(Al/27)×(N/14)]/[(Ti/48)×(B/11)]/100(C+Mn/100+B/10)≦0.66
上記関係式3は、本発明が目標とする機械的物性及び優れた表面品質を確保するための成分関係式である。上記関係式3の値が0.05未満の場合には、目標とする強度を確保し難くなり、0.66を超える場合には、析出物が過度に析出することによる高温延性の低下を招いてスラブまたはバーのエッジにクラックが生じる虞がある。したがって、上記関係式3の値は0.05~0.66の範囲を有することが好ましい。上記関係式3の値の下限は0.06であることがより好ましく、0.08であることがさらに好ましく、0.10であることが最も好ましい。上記関係式3の値の上限は、0.62であることがより好ましく、0.58であることがさらに好ましく、0.56であることが最も好ましい。
図1は、本発明の熱延鋼板の製造に適用可能な連鋳-圧延直結工程のための設備の模式図である。本発明の一実施形態に係る表面品質に優れ、材質ばらつきが少ない超高強度熱延鋼板は、図1のとおり連鋳-圧延直結設備を使用して生産することができる。連鋳-圧延直結設備は大きく、連続鋳造機100、粗圧延機400、仕上げ圧延機600で構成される。上記連鋳-圧延直結設備は、第1厚さの薄スラブ(Slab)aを生産する高速連続鋳造機100と、上記スラブを第1厚さよりも薄い第2厚さのバー(Bar)bで圧延させる粗圧延機400、第2厚さのバーを第3厚さのストリップcで圧延させる仕上げ圧延機600、上記ストリップを巻取る巻取り機900により製造される。さらに、粗圧延機400の前に粗圧延スケールブレーカー300(Roughing Mill Scale Breaker、以下「RSB」)と、仕上げ圧延機600の前に仕上げ圧延スケールブレーカー500(Fishing Mill Scale Breaker、以下「FSB」)をさらに含むことができ、表面スケール除去が容易であり、後工程で熱延鋼板を酸洗時に表面品質に優れたPO(Pickled&Oiled)鋼板の生産が可能である。また、連鋳-圧延直結工程で等温等速圧延が可能であり、鋼板の幅、長さ方向での温度のばらつきが顕著に少なく、ランアウトテーブル(Run Out Table:ROT)700で精密冷却制御が可能であり、表面品質に優れ、材質ばらつきが少ない超高強度熱延鋼板の生産が可能である。このように圧延及び冷却が完了したストリップは、高速剪断機800によって切断され、巻取り機900によって巻取られて製品として生産される。一方、仕上げ圧延スケールブレーカー500の前にはバーを、またさらに、加熱する加熱器200を備えることもできる。
本発明の表面品質に優れ、材質ばらつきが少ない超高強度熱延鋼板は、図1及び2に示した連鋳-圧延直結設備で生産が可能である。
まず、上記の合金組成を有する溶鋼を連続鋳造して厚さの薄いスラブを得る。この時、上記連続鋳造は4~8mpm(m/min)以上の鋳造速度で行うことが好ましい。鋳造速度を4mpm以上とする理由は、高速鋳造と圧延過程が連結されて構成され、目標の圧延温度を確保するためには、一定以上の鋳造速度が要求されるためである。鋳造速度が遅い場合、鋳片に偏析が発生する虞があり、このような偏析が発生すると、強度及び加工性の確保が難しいだけでなく、幅方向または長さ方向への材質ばらつきが発生する虞が大きくなる。仮に、8mpmを超える場合には、溶鋼湯面の不安定さによって操業成功率が低下する虞があるため、上記鋳造速度は4~8mpmの範囲を有することが好ましい。上記鋳造速度の下限は、4.2mpmであることがより好ましく、4.4mpmであることがさらに好ましく、4.6mpmであることが最も好ましい。上記鋳造速度の上限は、7.5mpmであることがより好ましく、7.0mpmであることがさらに好ましく、6.5mpmであることが最も好ましい。
上記粗圧延時の粗圧延出側でのバーエッジ部の温度は850~1000℃であることが好ましい。上記バーエッジ部の温度が850℃未満の場合には、AlN析出物などが多量に生成され、高温延性が低下するに伴い、エッジクラック発生の危険性が非常に高くなる虞がある。これに対し、上記バーエッジ部の温度が1000℃を超える場合には、バーのエッジ部だけでなく、中心部の温度も高くなりスケールが多量に発生することにより、酸洗後の表面品質が劣化する虞がある。したがって、上記粗圧延時の粗圧延出側でのバーエッジ部の温度は850~1000℃であることが好ましい。上記粗圧延時の粗圧延出側でのバーエッジ部の温度の下限は、860℃であることがより好ましく、870℃であることがさらに好ましく、880℃であることが最も好ましい。上記粗圧延時の粗圧延出側でのバーエッジ部の温度の上限は、990℃であることがより好ましく、980℃であることがさらに好ましく、970℃であることが最も好ましい。
下記表1の合金組成を有する溶鋼を準備した後、連鋳-圧延直結工程を適用して下記表2及び3に記載した製造条件により1.2mm厚の熱延鋼板を製造した。この熱延鋼板を酸洗処理した後、ノズルの目詰まりの有無を観察し、微細組織及び析出物を測定した後、その結果を下記表4に示し、降伏強度(YS)、引張強度(TS)、延伸率(El)、ビッカース硬度(Hv(0.5kgf))、引張強度ばらつき(△TS)及びビッカース硬度ばらつき(△Hv(0.5kgf))とクラック発生の有無を測定した後、その結果を下記表5に示した。一方、表3でのAr3及びMf温度は、常用熱力学ソフトウェアであるJmatPro V-8を利用して計算した値である。
微細組織及び析出物は、走査電子顕微鏡(SEM)及び透過電子顕微鏡(TEM)を用いて観察した。
硬度はビッカース硬度機を利用して荷重0.5kgfで10回測定した後、平均値を記載した。
引張強度ばらつき(△TS)及びビッカース硬度ばらつき(△Hv(0.5kgf))は、全幅で測定された値のうち最大値と最小値の差を示す。
クラック発生の有無は、スラブ、バー、及びストリップから肉眼で1次確認し、表面欠陥ディテクター(Detector)のSDD(Surface Defect Detector)装置を用いて2次確認した。
しかし、本発明が提案する合金組成、関係式1~3及び製造条件(仕上げ圧延の出側温度)のうち一つ以上を満たさない比較例1~12の場合は、エッジクラックが発生したり、本発明が目標とする機械的物性及び材料ばらつきの条件を確保していないことが確認できる。
比較例14及び15は、本発明が提案する合金組成、関係式1~3は満たしているが、製造条件(仕上げ圧延の出側温度)を満たさない場合であり、本発明が提案する微細組織が確保できなかったことによって本発明が目標とする機械的物性及び材料ばらつきの条件を確保していないことが確認できる。
発明鋼1の合金組成を有する溶鋼を準備した後、連鋳-圧延直結工程を適用して下記表6に記載した製造条件により1.2mm厚の熱延鋼板で製造した。下記表6に記載した製造条件のほか、スケール除去、仕上げ圧延及び冷却の条件は、上記表2の発明例1の条件と同様に行った。上記で製造された熱延鋼板を酸洗処理した後、線形クラック及びエッジクラックの発生程度を測定した後、その結果を下記表6に示した。
一方、比較例16~19は、本発明が提案する合金組成は満たすが、製造条件のうちモールドフラックスの塩基度、2次冷却比水量及び粗圧延の出側バーエッジ部の温度の条件のうち一つを満たさず、線形クラック及びエッジクラックが発生したことが確認できる。
発明鋼5の合金組成を有する溶鋼を準備した後、連鋳-圧延直結工程を適用して下記表7及び8に記載された製造条件により1.2mm厚の熱延鋼板で製造した。下記表7及び8に記載された製造条件のほか、連続鋳造及び粗圧延の条件は、上記表2の発明例5の条件と同様に行った。上記で製造された熱延鋼板を酸洗処理した後、降伏強度(YS)、引張強度(TS)、延伸率(El)、ビッカース硬度(Hv(0.5kgf))、引張強度ばらつき(△TS)及びビッカース硬度ばらつき(△Hv(0.5kgf))を測定した後、その結果を下記表9に示した。下記表7でのAr3及びMf温度は、常用熱力学ソフトウェアであるJmatPro V-8を利用して計算した値である。
一方、比較例20~24は、本発明が提案する合金組成は満たすが、製造条件のうち冷却水噴射の重なり面積率、仕上げ圧延時の圧延速度ばらつき、仕上げ圧延時の熱延鋼板の幅方向の温度ばらつき、及び冷却時の冷却ノズルの間隔のうち一つを満たさず、線形クラック及びエッジクラックが発生したことが確認できる。
200、200’ 加熱器
300 粗圧延スケールブレーカー(Roughing Mill Scale Breaker:RSB)
400 粗圧延機
500 仕上げ圧延スケールブレーカー(Fishing Mill Scale Breaker:FSB)
600 仕上げ圧延機
700 ランアウトテーブル
800 高速剪断機
900 巻取り機
a スラブ
b バー
c ストリップ
Claims (18)
- 重量%で、C:0.16~0.27%、Mn:0.8~2.6%、Si:0.05~0.3%、Al:0.05%以下、Ti:0.01~0.08%、B:0.001~0.005%、Ca:0.001~0.005%、N:0.001~0.010%、残部はFe及びその他の不可避不純物からなり、
下記関係式1~3を満たし、
面積分率でマルテンサイト及びオートテンパード(Auto Tempered)マルテンサイトの合計が95%以上であり、フェライトが5%以下(0%を含む)である微細組織を含み、
平均サイズが40nm以下であるM(X)(M=Ti、Nb、Si、Al、B、Mg、Cr、Ca、P、X=C、N)の複合析出物を含むことを特徴とする表面品質に優れ、材質ばらつきが少ない超高強度熱延鋼板。
[関係式1]
16≦100(C+Mn/100+B/10)≦28
[関係式2]
1≦[(Al/27)×(N/14)]/[(Ti/48)×(B/11)]≦14
[関係式3]
0.05≦[(Al/27)×(N/14)]/[(Ti/48)×(B/11)]/100(C+Mn/100+B/10)≦0.66
(但し、前記関係式1~3に記載された合金成分の含有量は、重量%である。) - 前記熱延鋼板は、トランプ元素としてNb、V、Ti、Mo、Cu、Cr、Ni、Zn、Se、Sb、Zr、W、Ga、Ge及びMgからなる群から選択された1種以上をその合計が0.1重量%以下の範囲で含むことを特徴とする請求項1に記載の表面品質に優れ、材質ばらつきが少ない超高強度熱延鋼板。
- 前記熱延鋼板は、前記マルテンサイトのラス(lath)の平均幅が1μm以下であることを特徴とする請求項1に記載の表面品質に優れ、材質ばらつきが少ない超高強度熱延鋼板。
- 前記熱延鋼板は、降伏強度が1060~1400MPaであり、引張強度が1470~1800MPaであり、延伸率が5%以上であり、ビッカース硬度が420~550Hv(0.5kgf)であり、ストリップの幅方向の引張強度ばらつきが100MPa以下であり、ストリップの幅方向のビッカース硬度ばらつきが50Hv(0.5kgf)以下であることを特徴とする請求項1に記載の表面品質に優れ、材質ばらつきが少ない超高強度熱延鋼板。
- 前記熱延鋼板は、厚さが1.6mm以下であることを特徴とする請求項1に記載の表面品質に優れ、材質ばらつきが少ない超高強度熱延鋼板。
- 重量%で、C:0.16~0.27%、Mn:0.8~2.6%、Si:0.05~0.3%、Al:0.05%以下、Ti:0.01~0.08%、B:0.001~0.005%、Ca:0.001~0.005%、N:0.001~0.010%、残部はFe及びその他の不可避不純物からなり、下記関係式1~3を満たす溶鋼を連続鋳造して薄スラブを得る段階、
前記薄スラブを粗圧延してバー(Bar)を得る段階、
前記バーを仕上げ圧延の出側温度がAr3+10℃~Ar3+60℃になるように仕上げ圧延して熱延鋼板を得る段階、及び
前記熱延鋼板をAr3直上で200℃/sec以上で冷却し、Mf-50℃以下で巻取る段階を含み、
前記各段階は、連続的に行われることを特徴とする表面品質に優れ、材質ばらつきが少ない超高強度熱延鋼板の製造方法。
[関係式1]
16≦100(C+Mn/100+B/10)≦28
[関係式2]
1≦[(Al/27)×(N/14)]/[(Ti/48)×(B/11)]≦14
[関係式3]
0.05≦[(Al/27)×(N/14)]/[(Ti/48)×(B/11)]/100(C+Mn/100+B/10)≦0.66
(但し、前記関係式1~3に記載された合金成分の含有量は、重量%である。) - 前記連続鋳造時の鋳造速度は4~8mpm(m/min)であることを特徴とする請求項6に記載の表面品質に優れ、材質ばらつきが少ない超高強度熱延鋼板の製造方法。
- 前記薄スラブは厚さが80~120mmであることを特徴とする請求項6に記載の表面品質に優れ、材質ばらつきが少ない超高強度熱延鋼板の製造方法。
- 前記連続鋳造時のモールドフラックスの塩基度は0.8~1.5であることを特徴とする請求項6に記載の表面品質に優れ、材質ばらつきが少ない超高強度熱延鋼板の製造方法。
- 前記連続鋳造時の2次冷却比水量は1.5~2.5L/kgであることを特徴とする請求項6に記載の表面品質に優れ、材質ばらつきが少ない超高強度熱延鋼板の製造方法。
- 前記粗圧延時の粗圧延出側でのバーエッジ部の温度は850~1000℃であることを特徴とする請求項6に記載の表面品質に優れ、材質ばらつきが少ない超高強度熱延鋼板の製造方法。
- 前記バーを得る段階の後、前記バーに200~300barの圧力で冷却水を噴射する段階をさらに含むことを特徴とする請求項6に記載の表面品質に優れ、材質ばらつきが少ない超高強度熱延鋼板の製造方法。
- 前記冷却水の噴射時に冷却水の重なり(overlap)面積率は5~25%であることを特徴とする請求項12に記載の表面品質に優れ、材質ばらつきが少ない超高強度熱延鋼板の製造方法。
- 前記仕上げ圧延時の圧延速度ばらつきは50mpm以下であることを特徴とする請求項6に記載の表面品質に優れ、材質ばらつきが少ない超高強度熱延鋼板の製造方法。
- 前記仕上げ圧延時の熱延鋼板の幅方向の温度ばらつきは50℃以下であることを特徴とする請求項6に記載の表面品質に優れ、材質ばらつきが少ない超高強度熱延鋼板の製造方法。
- 前記仕上げ圧延時の圧延速度は200~600mpmであることを特徴とする請求項6に記載の表面品質に優れ、材質ばらつきが少ない超高強度熱延鋼板の製造方法。
- 前記冷却時の冷却ノズルの間隔は150~400mmであることを特徴とする請求項6に記載の表面品質に優れ、材質ばらつきが少ない超高強度熱延鋼板の製造方法。
- 前記巻取る段階の後、巻取られた熱延鋼板を酸洗処理する段階をさらに含むことを特徴とする請求項6に記載の表面品質に優れ、材質ばらつきが少ない超高強度熱延鋼板の製造方法。
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