JP5157215B2 - High rigidity and high strength steel plate with excellent workability - Google Patents

High rigidity and high strength steel plate with excellent workability Download PDF

Info

Publication number
JP5157215B2
JP5157215B2 JP2007085766A JP2007085766A JP5157215B2 JP 5157215 B2 JP5157215 B2 JP 5157215B2 JP 2007085766 A JP2007085766 A JP 2007085766A JP 2007085766 A JP2007085766 A JP 2007085766A JP 5157215 B2 JP5157215 B2 JP 5157215B2
Authority
JP
Japan
Prior art keywords
less
strength
ferrite
cooling
steel sheet
Prior art date
Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
Expired - Fee Related
Application number
JP2007085766A
Other languages
Japanese (ja)
Other versions
JP2008240125A (en
Inventor
勇人 齋藤
太郎 木津
康伸 長滝
靖 田中
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
JFE Steel Corp
Original Assignee
JFE Steel Corp
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by JFE Steel Corp filed Critical JFE Steel Corp
Priority to JP2007085766A priority Critical patent/JP5157215B2/en
Publication of JP2008240125A publication Critical patent/JP2008240125A/en
Application granted granted Critical
Publication of JP5157215B2 publication Critical patent/JP5157215B2/en
Expired - Fee Related legal-status Critical Current
Anticipated expiration legal-status Critical

Links

Images

Landscapes

  • Heat Treatment Of Sheet Steel (AREA)

Description

本発明は、主に自動車車体の構造部品に供して好適な、ヤング率および強度の高い高剛性高強度鋼板および、該鋼板を安定的かつ効率的に製造する方法に関する。   The present invention relates to a high-rigidity and high-strength steel sheet having a high Young's modulus and strength, which is suitable mainly for structural parts of automobile bodies, and a method for producing the steel sheet stably and efficiently.

近年、地球環境問題への関心の高まりを受けて、自動車では排ガス規制や燃費の向上が希求されている。これらの要求の実現には、自動車における車体の軽量化は極めて重要な課題である。そのためには、鋼板の高強度化により板厚を減少させて、車体の軽量化を図ることは有効な方法である。
最近では、鋼板の高強度化が顕著に進んだ結果、引張強さが590MPa以上で板厚2.0mmを下回るような薄鋼板が製造可能になり、このような薄鋼板を積極的に適用する動きがある。一方で、部品剛性は、断面形状が同じならば、板厚とヤング率で決まるため、軽量化と部品剛性の両立には、ヤング率の向上が必要である。
In recent years, in response to increasing interest in global environmental problems, automobiles are demanded to improve exhaust gas regulations and fuel efficiency. In order to realize these requirements, weight reduction of the vehicle body in an automobile is an extremely important issue. For this purpose, it is an effective method to reduce the plate thickness by increasing the strength of the steel plate to reduce the weight of the vehicle body.
Recently, as a result of remarkable progress in increasing the strength of steel sheets, it has become possible to manufacture thin steel sheets with a tensile strength of 590 MPa or more and a thickness of less than 2.0 mm. There is. On the other hand, since the component rigidity is determined by the plate thickness and the Young's modulus if the cross-sectional shape is the same, the Young's modulus needs to be improved in order to achieve both weight reduction and component rigidity.

ここで、高い引張強さと高いヤング率とを併せ持つ冷延鋼板として、特許文献1には、フェライト相を主相として、第二相として面積率で1%以上のマルテンサイト相を含む組織とすることが開示されている。
特開2006−183131号公報
Here, as a cold-rolled steel sheet having both high tensile strength and high Young's modulus, Patent Document 1 has a structure including a ferrite phase as a main phase and a martensite phase having an area ratio of 1% or more as a second phase. It is disclosed.
JP 2006-183131 A

ところで、自動車の構造部品に供する鋼板に求められる特性としては、上記した強度並びに剛性のほか、部品へ加工する際の加工性に優れることも重要であり、強度に応じて、全伸びElを確保することが必要である。すなわち、加工性は、引張強さTSと全伸びElとの積TS×Elを指標とすることができ、この積TS×Elが16800MPa・%以上であれば、強度に応じて、必要な加工性を満足することになる。   By the way, as characteristics required for steel plates used for structural parts of automobiles, in addition to the strength and rigidity described above, it is also important to have excellent workability when processing into parts, and the total elongation El is secured according to the strength. It is necessary to. That is, the workability can be determined by using the product TS x El of the tensile strength TS and total elongation El as an index. If this product TS x El is 16800 MPa ·% or more, the necessary processing is performed according to the strength. Satisfies sex.

特許文献1に開示された技術は、合金添加量を増加することによって、マルテンサイト分率を増加して引張強さを上昇させているが、全伸びが低くなって積TS×Elも低下することから、高強度化に併せて加工性をも向上することは難しかった。そこで、本発明の目的は、かような諸特性を同時に満足させる技術について提案することにある。   The technique disclosed in Patent Document 1 increases the tensile strength by increasing the martensite fraction by increasing the alloy addition amount, but the total elongation decreases and the product TS × El also decreases. For this reason, it has been difficult to improve the workability along with the increase in strength. Therefore, an object of the present invention is to propose a technique that satisfies the various characteristics at the same time.

鋼のヤング率は、集合組織に大きく依存し、体心立方格子である普通鋼の場合は、原子の最密方向である<111>方向に高く、逆に原子密度の小さい<100>方向に低いため、(112)[1-10]方位を発達させれば、鋼板の圧延直角方向に<111>方向が揃い、この方向のヤング率を高めることができる。   The Young's modulus of steel greatly depends on the texture, and in the case of plain steel with a body-centered cubic lattice, it is high in the <111> direction, which is the close-packed direction of atoms, and conversely in the <100> direction where the atomic density is small. Therefore, if the (112) [1-10] orientation is developed, the <111> direction is aligned in the direction perpendicular to the rolling direction of the steel sheet, and the Young's modulus in this direction can be increased.

また、鋼の強化法には種々あるが、軟質なフェライト相を硬質なマルテンサイト相で強化したDP鋼は、概ね良好な延性を持つことが知られている。   Although there are various steel strengthening methods, it is known that DP steel obtained by strengthening a soft ferrite phase with a hard martensite phase generally has good ductility.

この観点から種々の検討行ったところ、焼鈍過程において均熱温度と時間を制御するとともに、均熱後の冷却時にフェライトを一定の割合以上生成させ、残部をマルテンサイトとすることにより、フェライトの方位をヤング率に有利な方向に集積させることができ、さらに均熱後の冷却停止温度を350℃以下にすることによって、優れた強度−延性バランスが得られることを見出した。   Various studies have been conducted from this point of view, and the orientation of the ferrite is controlled by controlling the soaking temperature and time in the annealing process, generating ferrite at a certain rate or more during cooling after soaking, and making the balance martensite. It has been found that an excellent balance between strength and ductility can be obtained by setting the cooling stop temperature after soaking to 350 ° C. or lower.

本発明は、以上の知見に基づいてなされたものであり、その要旨構成は次のとおりである。
(1)質量%で
C:0.05〜0.15%、
Si:1.5%以下、
Mn:1.5〜3.0%、
P:0.05%以下、
S:0.01以下、
Al:0.5%以下、
N:0.01%以下、
Nb:0.02〜0.15%および
Ti:0.01〜0.15%
を含有し、残部は実質的に鉄および不可避的不純物からなる成分組成を有するとともに、フェライト相の面積率が50%以上およびマルテンサイト相の面積率が5%以上、かつ(112)[1-10]方位のODF解析強度が5以上である組織を有し、さらに、引張強さ(TS)は590MPa以上、降伏強度(YS)と引張強さとの比YS/TSが0.70以下、引張強さと全伸び(El)との積TS×Elが16800MPa・%以上、そして圧延方向に対して直角方向のヤング率が230GPa以上であることを特徴とする加工性に優れた高剛性高強度鋼板。

Figure 0005157215
This invention is made | formed based on the above knowledge, The summary structure is as follows.
(1) By mass% C: 0.05 to 0.15%,
Si: 1.5% or less,
Mn: 1.5-3.0%
P: 0.05% or less,
S: 0.01 or less,
Al: 0.5% or less,
N: 0.01% or less,
Nb: 0.02-0.15% and
Ti: 0.01-0.15%
And the balance has a component composition consisting essentially of iron and inevitable impurities, the ferrite phase area ratio is 50% or more, the martensite phase area ratio is 5% or more, and (112) [1- 10] It has a structure with ODF analysis strength of 5 or more in orientation, tensile strength (TS) is 590MPa or more, yield strength (YS) to tensile strength ratio YS / TS is 0.70 or less, tensile strength and A high-rigidity, high-strength steel sheet with excellent workability, characterized in that the product TS x El of total elongation (El) is 16800 MPa ·% or more and the Young's modulus in the direction perpendicular to the rolling direction is 230 GPa or more.
Figure 0005157215

(2)前記(1)において、前記成分組成として、さらに、質量%で
V:0.01〜0.20%および
W:0.01〜0.20%
のいずれか1種または2種を含有する加工性に優れた高剛性高強度鋼板。
(2) In said (1), as said component composition, in mass%, V: 0.01-0.20% and W: 0.01-0.20%
A high-rigidity and high-strength steel sheet excellent in workability containing any one or two of the above.

なお、前記(1)または(2)において、前記成分組成として、さらに、質量%で
Cr:0.1〜1.0%、
Ni:0.1〜1.0%、
Mo:0.1〜1.0%、
Cu:0.1〜2.0%および
B:0.0005〜0.0030%
のいずれか1種または2種以上を含有してもよい。
In the above (1) or (2), as the component composition,
Cr: 0.1-1.0%
Ni: 0.1-1.0%
Mo: 0.1-1.0%,
Cu: 0.1-2.0% and B: 0.0005-0.0030%
Any 1 type or 2 types or more of these may be contained .

)質量%で
C:0.05〜0.15%、
Si:1.5%以下、
Mn:1.5〜3.0%、
P:0.05%以下、
S:0.01以下、
Al:0.5%以下、
N:0.01%以下、
Nb:0.02〜0.15%および
Ti:0.01〜0.15%
を含有し、残部は鉄および不可避的不純物からなる成分組成を有する鋼スラブに、仕上温度が800〜950℃の熱間圧延を施したのち、550℃以上で巻取り、酸洗後に40〜75%の圧下率の冷間圧延を行い、その後、780〜860℃の均熱温度まで1℃/s以上の平均加熱速度にて加熱し、該均熱温度での保持時間を150s以下とし、均熱後は、少なくとも350℃までの平均冷却速度を3〜50℃/sとして350℃以下まで冷却することを特徴とする加工性に優れた高剛性高強度鋼板の製造方法。
( 3 )% by mass C: 0.05 to 0.15%,
Si: 1.5% or less,
Mn: 1.5-3.0%
P: 0.05% or less,
S: 0.01 or less,
Al: 0.5% or less,
N: 0.01% or less,
Nb: 0.02-0.15% and
Ti: 0.01-0.15%
The steel slab having a component composition consisting of iron and inevitable impurities is subjected to hot rolling at a finishing temperature of 800 to 950 ° C., and then wound at 550 ° C. or higher, and 40 to 75 after pickling. %, And then heated to a soaking temperature of 780 to 860 ° C. at an average heating rate of 1 ° C./s or more, and the holding time at the soaking temperature is set to 150 s or less. A method for producing a high-rigidity, high-strength steel sheet with excellent workability, characterized by cooling to 350 ° C or lower after heating at an average cooling rate of at least 350 ° C at 3 to 50 ° C / s.

()前記()において、前記鋼スラブがさらに、質量%で
V:0.01〜0.20%および
W:0.01〜0.20%
のいずれか1種または2種を含有する加工性に優れた高剛性高強度鋼板の製造方法。
( 4 ) In the above ( 3 ), the steel slab is further contained in mass% by V: 0.01 to 0.20% and W: 0.01 to 0.20%.
The manufacturing method of the high-rigidity high-strength steel plate excellent in workability containing any 1 type or 2 types of these.

なお、 前記()または()において、前記鋼スラブがさらに、質量%で
Cr:0.1〜1.0%、
Ni:0.1〜1.0%、
Mo:0.1〜1.0%、
Cu:0.1〜2.0%
B:0.0005〜0.0030%
のいずれか1種または2種以上を含有してもよい
In the above ( 3 ) or ( 4 ), the steel slab is further in mass%.
Cr: 0.1-1.0%
Ni: 0.1-1.0%
Mo: 0.1-1.0%,
Cu: 0.1-2.0%
B: 0.0005-0.0030%
Any 1 type or 2 types or more of these may be contained.

本発明によれば、自動車の構造部品に好適な、高強度かつ高剛性であり、しかも加工性に優れた鋼板、具体的には、引張強さTSが590MPa以上、ヤング率が235GPa以上およびTS×El≧16800MPaである鋼板を安定して提供することができる。   According to the present invention, a steel plate that is suitable for automobile structural parts and has high strength and high rigidity and excellent workability, specifically, tensile strength TS is 590 MPa or more, Young's modulus is 235 GPa or more, and TS It is possible to stably provide a steel plate with El ≧ 16800 MPa.

次に、本発明の高剛性高強度鋼板について、まず、成分組成から順に説明する。なお、成分組成に関する「%」表示は、特に断らない限り、全て質量%を意味する。
C:0.05〜0.15%、
Cは、オーステナイトを安定化させる元素であり、冷間圧延後の焼鈍時における冷却過程において、焼入れ性を高め、マルテンサイト相の生成を大きく促進することによって、高強度化に大きく寄与する。さらに、C量を増加させると、マルテンサイトの生成温度が低下し、マルテンサイトの生成時に発生する歪が大きくなるために、降伏が起こりやすくなって、比YS/TSを低下することができる。このような効果を得るためには、Cの含有量を0.05%以上とする必要がある。
Next, the high-rigidity and high-strength steel sheet of the present invention will be described in order from the component composition. In addition, unless otherwise indicated, "%" display regarding a component composition means the mass% altogether.
C: 0.05 to 0.15%,
C is an element that stabilizes austenite, and contributes to high strength by increasing the hardenability and greatly promoting the formation of martensite phase in the cooling process during annealing after cold rolling. Further, when the amount of C is increased, the martensite generation temperature decreases, and the strain generated during the generation of martensite increases, so that yielding easily occurs and the ratio YS / TS can be decreased. In order to obtain such an effect, the C content needs to be 0.05% or more.

一方、C量が高くなると、マルテンサイト相の分率が大きくなり、鋼が極端に高強度化するとともに、加工性が劣化し、またフェライト相が減少するため、ヤング率が低下する。そのため、Cの含有量は0.15%以下とする必要がある。   On the other hand, when the amount of C is increased, the fraction of martensite phase is increased, the steel is extremely strengthened, the workability is deteriorated, and the ferrite phase is decreased, so that the Young's modulus is decreased. Therefore, the C content needs to be 0.15% or less.

Si:1.5%以下
Siは、1.5%を超えて含有されると、鋼板の溶接性を劣化させるとともに、熱延加熱時においては、スラブ表面においてファイヤライトの生成を促進することで、いわゆる赤スケールと呼ばれる表面模様の発生を助長する。さらに冷延鋼板として使用される場合には、表面に生成するSi酸化物が化成処理性を劣化させ、溶融亜鉛めっき鋼板として使用される場合には、表面に生成するSi酸化物が不めっきを誘発する。したがって、Si含有量は1.5%以下とする必要があり、表面性状を必要とする鋼板や溶融亜鉛めっき鋼板の場合には、0.5%以下とすることが好ましい。
Si: 1.5% or less
When Si is contained in an amount exceeding 1.5%, the weldability of the steel sheet is deteriorated, and at the time of hot rolling, the formation of a surface pattern called a so-called red scale is promoted by promoting the formation of firelite on the slab surface. Contributes to the occurrence. Furthermore, when used as a cold-rolled steel sheet, the Si oxide formed on the surface deteriorates the chemical conversion property, and when used as a hot-dip galvanized steel sheet, the Si oxide generated on the surface is not plated. Trigger. Accordingly, the Si content needs to be 1.5% or less, and in the case of a steel sheet or hot dip galvanized steel sheet that requires surface properties, it is preferably 0.5% or less.

Mn:1.5〜3.0%
Mnは、本発明の重要な元素の1つである。オーステナイト安定化元素であるMnは、冷間圧延後の焼鈍工程における昇温過程において、Ac変態点を低下させ、未再結晶フェライトからのオーステナイト変態を促進することにより、均熱後の冷却過程において生成するフェライトの方位に関し、ヤング率の向上に有利な方位を発達させることができる。またMnは、焼鈍工程における均熱焼鈍後の冷却過程においては、焼き入れ性を高め、低温変態相の生成を大きく促進することで、高強度化に大きく寄与することもできる。そして、固溶強化強化元素として作用することで、鋼の高強度化に寄与することもできる。このような効果を得るためには、Mnの含有量を1.5%以上とする必要がある。一方、多量のMn添加は、均熱後冷却時に、高ヤング率化に必要なフェライトの生成を著しく抑制し、またマルテンサイト相が増加することで、鋼が極端に高強度化するとともに、加工性が劣化してしまう。さらに、多量のMn添加は鋼板の溶接性も劣化させてしまう。したがって、Mn含有量は3.0%以下とする必要がある。
Mn: 1.5-3.0%
Mn is one of the important elements of the present invention. Mn, an austenite stabilizing element, lowers the Ac 1 transformation point and promotes austenite transformation from unrecrystallized ferrite in the temperature rising process in the annealing process after cold rolling. With respect to the orientation of the ferrite produced in, an orientation that is advantageous for improving the Young's modulus can be developed. Further, Mn can greatly contribute to the increase in strength by enhancing the hardenability and greatly promoting the generation of the low temperature transformation phase in the cooling process after soaking in the annealing process. And it can also contribute to the strengthening of steel by acting as a solid solution strengthening strengthening element. In order to obtain such an effect, the Mn content needs to be 1.5% or more. On the other hand, the addition of a large amount of Mn significantly suppresses the formation of ferrite necessary for increasing the Young's modulus during cooling after soaking, and increases the martensite phase, thereby increasing the steel strength and processing. Will deteriorate. Furthermore, the addition of a large amount of Mn also deteriorates the weldability of the steel sheet. Therefore, the Mn content needs to be 3.0% or less.

P:0.05%以下
Pは、粒界に偏析して、鋼板の延性および靭性を低下させるとともに、溶接性も劣化させる。また、合金化溶融亜鉛めっき鋼板として使用される場合には、Pにより合金化速度が遅滞してしまう。したがって、Pの含有量は0.05%以下とする必要がある。一方、Pは固溶強化元素として高強度化に有効な元素であり、また、フェライト安定化元素として、オーステナイト中へのC濃化を促進する作用も有する。さらに、Siを添加した鋼においては、赤スケールの発生を抑制する作用も有する。このような作用を得るためには、Pの含有量は0.01%以上とすることが好ましい。
P: 0.05% or less P segregates at the grain boundary, lowers the ductility and toughness of the steel sheet, and degrades the weldability. Further, when used as an alloyed hot-dip galvanized steel sheet, the alloying rate is delayed by P. Therefore, the P content needs to be 0.05% or less. On the other hand, P is an element effective for increasing strength as a solid solution strengthening element, and also has an action of promoting C concentration in austenite as a ferrite stabilizing element. Furthermore, steel added with Si also has an effect of suppressing the occurrence of red scale. In order to obtain such an action, the P content is preferably 0.01% or more.

S:0.01%以下
Sは、熱間での延性を著しく低下させて熱間割れを誘発し、表面性状を著しく劣化させる。さらに、Sは、強度にほとんど寄与しないばかりか、不純物元素として粗大なMnSを形成することにより、延性および穴拡げ性を低下させるため、極力低減することが望ましい。これらの問題はS量が0.01%を超えると顕著となるため、S量は0.01%以下とする必要がある。さらに、穴拡げ性をとくに向上させる観点からは、0.005%以下とすることが好ましい。
S: 0.01% or less S significantly reduces the ductility in hot, induces hot cracking, and significantly deteriorates the surface properties. Further, S not only contributes to the strength, but also reduces the ductility and hole expansibility by forming coarse MnS as an impurity element, so it is desirable to reduce it as much as possible. Since these problems become significant when the S content exceeds 0.01%, the S content needs to be 0.01% or less. Furthermore, from the viewpoint of particularly improving the hole expandability, it is preferably 0.005% or less.

Al:0.5%以下
Alは、フェライト安定化元素であり、焼鈍時のAc点を大きく上昇させることから、未再結晶フェライトからのオーステナイト変態を抑制することによって、冷却時のオーステナイトからフェライトが生成する際に、ヤング率に有利な方位の発達を妨げることになる。このためAl含有量を0.5%以下とする必要がある。一方、Alは、鋼の脱酸元素として有用であるため、Al含有量は0.01%以上とすることが好ましい。
Al: 0.5% or less
Since Al is a ferrite stabilizing element and greatly increases the Ac 3 point during annealing, it suppresses the austenite transformation from unrecrystallized ferrite, so that when ferrite forms from austenite during cooling, Young This will impede the development of a favorable rate. For this reason, Al content needs to be 0.5% or less. On the other hand, since Al is useful as a deoxidizing element for steel, the Al content is preferably 0.01% or more.

N:0.01%以下
Nは、多量に含有すると、熱間圧延中にスラブ割れを伴い、表面疵が発生するおそれがある。したがって、N量は0.01%以下とする必要がある。
N: 0.01% or less When N is contained in a large amount, there is a risk of surface flaws accompanied by slab cracking during hot rolling. Therefore, the N amount needs to be 0.01% or less.

Nb:0.02〜0.15%
Nbは、本発明における重要な元素である。冷間圧延後の焼鈍工程における昇温過程において、加工フェライトの再結晶を抑制することによって、未再結晶フェライトからのオーステナイト変態を促進し、さらにオーステナイト粒の粗大化を抑制し、焼鈍均熱後の冷却過程において生成するフェライトに関し、ヤング率の向上に有利な方位を発達させることができる。さらに、Nbの微細な炭窒化物は、強度上昇に寄与することもできる。このような作用を有するために、Nbの含有量を0.02%以上とする必要がある。好ましくは、0.03%以上である。
Nb: 0.02 to 0.15%
Nb is an important element in the present invention. In the heating process in the annealing process after cold rolling, by suppressing recrystallization of the processed ferrite, it promotes austenite transformation from unrecrystallized ferrite, further suppresses coarsening of austenite grains, and after annealing soaking With respect to the ferrite generated during the cooling process, it is possible to develop an orientation that is advantageous for improving the Young's modulus. Furthermore, the fine carbon nitride of Nb can also contribute to the strength increase. In order to have such an effect, the Nb content needs to be 0.02% or more. Preferably, it is 0.03% or more.

一方、多量のNbを添加しても、通常の熱間圧延工程における再加熱時においては、炭窒化物は全固溶することができず、粗大な炭窒化物が残るため、熱間圧延工程における加工オーステナイトの再結晶抑制効果や、冷間圧延後の焼鈍工程における加工フェライトの再結晶抑制効果を得ることはできない。また、連続鋳造からスラブを一旦冷却したのち再加熱を行う工程を経ることなく、連続鋳造後、そのまま熱間圧延を開始する場合においても、Nbの添加量が0.15%を超えた分の再結晶抑制効果の寄与は小さく、そのうえ、合金コストの増加も招いてしまう。したがって、Nb含有量は、0.15%以下とする必要がある。   On the other hand, even when a large amount of Nb is added, the carbonitride cannot completely dissolve at the time of reheating in the normal hot rolling process, and coarse carbonitride remains, so the hot rolling process It is not possible to obtain the effect of suppressing the recrystallization of processed austenite and the effect of suppressing the recrystallization of processed ferrite in the annealing process after cold rolling. In addition, after the continuous casting, the slab is once cooled and then reheated, and after continuous casting, even when hot rolling is started as it is, recrystallization for the amount of Nb addition exceeding 0.15% The contribution of the suppression effect is small, and the alloy cost is also increased. Therefore, the Nb content needs to be 0.15% or less.

Ti:0.01〜0.15%
Tiは、Nbと同様に、本発明において重要な元素である。Tiは、微細な炭窒化物を形成することによって、強度上昇に寄与することができる。また、焼鈍過程において、加工フェライトの再結晶を抑制したり、オーステナイト粒の粗大化を抑制することにより、高ヤング率化に寄与できる。このような作用を有するために、Tiの含有量を0.01%以上とする必要がある。
Ti: 0.01-0.15%
Ti, like Nb, is an important element in the present invention. Ti can contribute to an increase in strength by forming fine carbonitrides. Further, in the annealing process, it is possible to contribute to a higher Young's modulus by suppressing recrystallization of the processed ferrite or suppressing austenite grain coarsening. In order to have such an effect, the Ti content needs to be 0.01% or more.

一方、多量のTiを添加しても、通常の熱間圧延工程における再加熱時においては、炭窒化物は全固溶することができず、粗大な炭窒化物が残るため、強度上昇効果や再結晶抑制効果を得ることができない。また、連続鋳造からスラブを一旦冷却したのち再加熱を行う工程を経ることなく、連続鋳造後そのまま熱間圧延を開始する場合においても、Tiの添加量が0.15%を超えた分の強度上昇効果および、再結晶抑制効果の寄与分は小さく、そのうえ、合金コストの増加も招いてしまう。したがって、Ti含有量は0.15%以下とする必要がある。
なお、上記した成分以外の残部は、Feおよび不可避的不純物である。
On the other hand, even when a large amount of Ti is added, the carbonitride cannot completely dissolve at the time of reheating in the normal hot rolling process, and coarse carbonitride remains, so that the strength increasing effect and A recrystallization inhibiting effect cannot be obtained. In addition, when the hot rolling is started after continuous casting without cooling the slab once after continuous casting and after the continuous casting, the effect of increasing the strength when the amount of Ti added exceeds 0.15% In addition, the contribution of the recrystallization suppressing effect is small, and the alloy cost is also increased. Therefore, the Ti content needs to be 0.15% or less.
The balance other than the components described above is Fe and inevitable impurities.

また、上記化学成分に加えて、微細炭窒化物を用いた強度上昇のため、V:0.01〜0.20%、W:0.01〜0.20%のうちの1種または2種を、焼き入れ性を高めるためにCr:0.1〜1.0%、Ni:0.1〜1.0%、Mo:0.1〜1.0%、Cu:0.1〜2.0%およびB:0.003〜0.0030%のうちの1種または2種以上を添加することができる。
V:0.01〜0.20%
Vは、微細な炭窒化物を形成することによって、強度上昇に寄与する。このような作用を有するために、Vの含有量を0.01%以上とすることが好ましい。一方、多量のVを添加しても、0.20%を超えた分の強度上昇効果は小さく、そのうえ、合金コストの増加も招いてしまう。したがって、Vの含有量は0.20%以下とすることが好ましい。
In addition to the above chemical components, in order to increase the strength using fine carbonitride, one or two of V: 0.01 to 0.20% and W: 0.01 to 0.20% are to be improved in hardenability. One or more of Cr: 0.1 to 1.0%, Ni: 0.1 to 1.0%, Mo: 0.1 to 1.0%, Cu: 0.1 to 2.0% and B: 0.003 to 0.0030% can be added. .
V: 0.01-0.20%
V contributes to an increase in strength by forming fine carbonitrides. In order to have such an effect, the V content is preferably 0.01% or more. On the other hand, even if a large amount of V is added, the effect of increasing the strength exceeding 0.20% is small, and the alloy cost is also increased. Therefore, the V content is preferably 0.20% or less.

W:0.01〜0.20%
Wは、微細な炭窒化物を形成することによって、強度上昇に寄与する。このような作用を有するために、Wの含有量を0.01%以上とすることが好ましい。一方、多量のWを添加しても、0.20%を超えた分の強度上昇効果は小さく、そのうえ、合金コストの増加も招いてしまう。したがって、Wの含有量は0.20%以下とすることが好ましい。
W: 0.01-0.20%
W contributes to an increase in strength by forming fine carbonitrides. In order to have such an effect, the W content is preferably 0.01% or more. On the other hand, even if a large amount of W is added, the effect of increasing the strength exceeding 0.20% is small, and the alloy cost is also increased. Therefore, the W content is preferably 0.20% or less.

Cr:0.1〜1.0%
Crは、セメンタイトの生成を抑制することによって、焼き入れ性を高める元素であり、焼鈍工程における均熱後の冷却過程において、マルテンサイト相の生成を大きく促進して高強度化に大きく寄与する。このような効果を得るには、Crを0.1%以上含有することが好ましい。一方、多量にCrを添加しても効果が飽和するだけでなく、合金コストが増加することから、Crは1.0%以下で添加することが好ましい。さらに、溶融亜鉛めっき鋼板として使用される場合には、表面に生成するCrの酸化物が不めっきを誘発してしまうことから、Cr含有量は0.5%以下とすることが好ましい。
Cr: 0.1-1.0%
Cr is an element that enhances hardenability by suppressing the formation of cementite, and greatly contributes to high strength by greatly promoting the formation of martensite phase in the cooling process after soaking in the annealing process. In order to acquire such an effect, it is preferable to contain Cr 0.1% or more. On the other hand, addition of a large amount of Cr not only saturates the effect but also increases the alloy cost, so Cr is preferably added at 1.0% or less. Furthermore, when used as a hot dip galvanized steel sheet, the Cr content generated on the surface induces non-plating, so the Cr content is preferably 0.5% or less.

Ni:0.1〜1.0%
Niは、焼鈍工程における均熱焼鈍後の冷却過程において、焼き入れ性を高める元素であり、マルテンサイト相の生成を大きく促進することによって、高強度化に大きく寄与することができる。また、NiはMn同様に、オーステナイト安定化元素であり、冷間圧延後の焼鈍工程における昇温過程において、Ac変態点を低下させ、未再結晶フェライトからのオーステナイト変態を促進することにより、均熱後の冷却過程において生成するフェライトの方位に関し、ヤング率の向上に有利な方位を発達させることもできる。そして、固溶強化元素として作用することにより、鋼の高強度化に寄与することもできる。さらに、Cu添加鋼の場合には、熱間圧延時において、熱間延性の低下にともなう割れにより表面欠陥が誘発されるが、Niを複合添加することで、表面欠陥の発生を抑制することができる。このような作用を得るためには、Ni含有量を0.1%以上とすることが好ましい。一方、多量のNi添加は、均熱後の冷却時に、高ヤング率化に必要なフェライトの生成を抑制し、また低温変態相が増加することで、鋼が極端に高強度化するとともに、加工性が劣化してしまう。さらに、合金コストも増加することから、Ni含有量は1.0%以下とするのが好ましい。
Ni: 0.1-1.0%
Ni is an element that enhances hardenability in the cooling process after soaking in the annealing process, and can greatly contribute to high strength by greatly promoting the formation of the martensite phase. Ni, like Mn, is an austenite stabilizing element, and lowers the Ac 1 transformation point and promotes austenite transformation from unrecrystallized ferrite in the temperature rising process in the annealing process after cold rolling, With respect to the orientation of the ferrite generated in the cooling process after soaking, an orientation that is advantageous for improving the Young's modulus can also be developed. And it can contribute to the strengthening of steel by acting as a solid solution strengthening element. Furthermore, in the case of Cu-added steel, surface defects are induced by cracks associated with a decrease in hot ductility during hot rolling, but the addition of Ni can suppress the occurrence of surface defects. it can. In order to obtain such an action, the Ni content is preferably 0.1% or more. On the other hand, the addition of a large amount of Ni suppresses the formation of ferrite necessary for increasing the Young's modulus during cooling after soaking, and increases the low-temperature transformation phase, thereby increasing the strength of the steel and processing. Will deteriorate. Furthermore, since the alloy cost also increases, the Ni content is preferably 1.0% or less.

Mo:0.1〜1.0%
Moは、界面の移動度を小さくすることによって、焼き入れ性を高める元素であり、冷間圧延後の焼鈍工程における冷却過程においては、マルテンサイト相の生成を大きく促進することで、高強度化に大きく寄与することができる。このような作用を得るためには、Moを0.1%以上含有することが好ましい。一方、多量にMoを添加しても、効果が飽和するだけでなく、合金コストが増加することから、Mo含有量は0.5%以下とすることが好ましい。
Mo: 0.1-1.0%
Mo is an element that enhances hardenability by reducing the mobility of the interface, and in the cooling process in the annealing process after cold rolling, the formation of martensite phase is greatly promoted to increase the strength. Can greatly contribute. In order to obtain such an action, it is preferable to contain 0.1% or more of Mo. On the other hand, the addition of a large amount of Mo not only saturates the effect but also increases the alloy cost, so the Mo content is preferably 0.5% or less.

Cu:0.1〜2.0%
Cuは、焼き入れ性を高める元素であり、冷間圧延後の焼鈍工程における冷却過程においては、低温変態相の生成を大きく促進することで、高強度化に大きく寄与する。この効果を得るためには、Cu含有量を0.1%以上とすることが好ましい。一方、過剰なCu添加は熱間での延性を低下させ、熱間圧延時の割れにともなう表面欠陥を誘発するとともに、Cuによる焼き入れ効果も飽和することから、Cu含有量は2.0%以下とすることが好ましい。
Cu: 0.1-2.0%
Cu is an element that enhances hardenability, and greatly contributes to high strength by greatly promoting the generation of a low-temperature transformation phase in the cooling process in the annealing process after cold rolling. In order to obtain this effect, the Cu content is preferably 0.1% or more. On the other hand, excessive Cu addition decreases hot ductility, induces surface defects accompanying cracking during hot rolling, and also saturates the quenching effect by Cu, so the Cu content is 2.0% or less. It is preferable to do.

B:0.0005〜0.0030%
Bは、オーステナイトからフェライトへの変態を抑制して焼き入れ性を高める元素であり、冷間圧延後の焼鈍工程における冷却過程においては、マルテンサイト相の生成を大きく促進することによって、高強度化に大きく寄与する。この効果を得るためには、Bを0.0005%以上添加することが好ましい。一方、Bの過剰な添加は、焼鈍均熱後の冷却時のフェライト生成を著しく抑制し、ヤング率を低下させることから、0.0030%以下で添加することが好ましい。
B: 0.0005-0.0030%
B is an element that suppresses the transformation from austenite to ferrite and enhances the hardenability. In the cooling process in the annealing process after cold rolling, the strength is increased by greatly promoting the formation of the martensite phase. Greatly contributes. In order to acquire this effect, it is preferable to add B 0.0005% or more. On the other hand, excessive addition of B significantly suppresses the formation of ferrite during cooling after annealing soaking and lowers the Young's modulus. Therefore, it is preferable to add B in an amount of 0.0030% or less.

さらに、本発明の鋼板は、フェライト相を面積率で50%以上およびマルテンサイト相を5%以上は含む組織を有することが肝要である。
フェライト相は、ヤング率向上に有利な集合組織の発達に有効であることから、面積率で50%以上とする必要がある。また、マルテンサイト相を含有することにより、強度および強度−伸びバランスが向上することから、面積率で5%以上のマルテンサイト相を含む必要がある。さらに、強度−伸びバランスを向上するためには、フェライト相以外の相が全てマルテンサイト相で構成されることがより好ましい。また、フェライト相およびマルテンサイト相以外の相としては、パーライト、ベイナイト並びにセメンタイトを挙げることができる。
Furthermore, it is important that the steel sheet of the present invention has a structure containing 50% or more of the ferrite phase and 5% or more of the martensite phase.
Since the ferrite phase is effective for the development of a texture that is advantageous for improving the Young's modulus, the area ratio needs to be 50% or more. Moreover, since the strength and the strength-elongation balance are improved by containing the martensite phase, it is necessary to include a martensite phase of 5% or more in area ratio. Furthermore, in order to improve the strength-elongation balance, it is more preferable that all phases other than the ferrite phase are composed of a martensite phase. Examples of phases other than the ferrite phase and martensite phase include pearlite, bainite, and cementite.

なお、フェライト相およびマルテンサイト相の面積率は、鋼板断面をナイタール腐食した後、走査型電子顕微鏡(SEM)観察を行い、30×30μm域の写真を3枚撮影し、これら写真を画像処理してフェライト相およびマルテンサイト相の面積を測定して求めた。   The area ratio of the ferrite phase and martensite phase was measured by scanning electron microscope (SEM) observation after taking a nital corrosion of the cross section of the steel sheet and taking three photographs of 30 × 30μm area. Thus, the areas of the ferrite phase and the martensite phase were measured.

[集合組織:(112)[1-10]方位のODF解析強度≧5]
(112)[1−10]方位の集合組織を発達させることにより、圧延方向に対して直角方向のヤング率を向上させることができることから、鋼板の1/4板厚における板面の(112)[1-10]方位のODF解析強度を5以上にする必要がある。
[Texture: (112) [1-10] orientation ODF analysis strength ≧ 5]
(112) Since the Young's modulus in the direction perpendicular to the rolling direction can be improved by developing a texture in the [1-10] orientation, (112) [1-10] Orientation ODF analysis strength needs to be 5 or more.

ここで、(112)[1-10]方位のODF解析強度は、機械研削と、加工歪みの影響を除去するために、化学研磨により1/4板厚まで減厚したのち、シュルツ法により(110)、(200)、(211)極点図を求め、ODF解析を行い、φ=0°、Φ=35°、φ=45°のときの解析強度である Here, the ODF analysis strength of (112) [1-10] orientation was reduced to 1/4 plate thickness by chemical polishing and chemical polishing in order to remove the influence of mechanical distortion and then by Schulz method ( 110), (200), (211) Obtain pole figures, perform ODF analysis, and analysis strength when φ 1 = 0 °, Φ = 35 °, φ 2 = 45 °

以上の成分組成並びに組織に従うことによって、引張強さTSが590MPa以上、降伏強度(YS)と引張強さとの比YS/TSが0.70以下、引張強さと全伸び(El)との積TS×Elが16800MPa・%以上、そして圧延方向に対して直角方向のヤング率が230GPa以上である加工性に優れた高剛性高強度鋼板となる。   By following the above composition and structure, tensile strength TS is 590 MPa or more, yield strength (YS) to tensile strength ratio YS / TS is 0.70 or less, product of tensile strength and total elongation (El) TS × El Is a high-stiffness and high-strength steel sheet with excellent workability, with a Young's modulus in the direction perpendicular to the rolling direction of 230 GPa or more.

次に、本発明の製造条件について説明する。
まず、目的とする強度レベルに応じて上記した組成に従う化学成分の鋼を溶製する。溶製方法は、通常の転炉法、電炉法等、適宜適用することができる。溶製された鋼は、スラブに鋳造後、そのまま、あるいは一旦冷却してから、加熱し、仕上温度が800〜950℃の熱間圧延を施す。
Next, the manufacturing conditions of the present invention will be described.
First, a steel having a chemical composition according to the above-described composition is melted in accordance with a target strength level. As a melting method, a normal converter method, an electric furnace method, or the like can be appropriately applied. The molten steel is cast into a slab and then, as it is or once cooled, is heated and subjected to hot rolling at a finishing temperature of 800 to 950 ° C.

[仕上温度:800〜950℃]
本発明において、熱間圧延工程にて集合組織を発達させる必要は特にない。仕上温度を950℃以下とすることによって、未再結晶オーステナイトからフェライトへの変態が進み、微細なフェライト組織が得られ、さらに、冷間圧延および焼鈍により(112)[1-10]方位への集積を促進することが出来る。一方、仕上温度が800℃を下回ると、Ar変態点を下回る危険が大きくなり、熱延組織に加工組織が混じる結果、冷延焼鈍後に(112)[1-10]方位への集積が妨げられる。そのため、仕上温度の下限を800℃とする。
[Finish temperature: 800 ~ 950 ℃]
In the present invention, it is not particularly necessary to develop the texture in the hot rolling process. By setting the finishing temperature to 950 ° C or lower, transformation from non-recrystallized austenite to ferrite proceeds, and a fine ferrite structure is obtained. Further, cold rolling and annealing lead to the (112) [1-10] orientation. Accumulation can be promoted. On the other hand, if the finishing temperature is below 800 ° C, the risk of falling below the Ar 3 transformation point increases, and as a result of the processing structure mixed with the hot-rolled structure, accumulation in the (112) [1-10] orientation is hindered after cold rolling annealing. It is done. Therefore, the lower limit of the finishing temperature is set to 800 ° C.

熱間圧延を、前記の仕上げ条件で仕上げた後、550℃以上で巻取る。
[巻取り温度:550℃以上]
仕上圧延後の巻取り温度が550℃を下回ると、フェライトの他に硬質なベイナイトやマルテンサイトが生成するようになる。この場合、冷間圧延での変形が不均一になり、ヤング率に有利な方位への集積が妨げられ、その結果、焼鈍後の集合組織が発達せず、ヤング率が向上しない。そのため、巻取り温度は550℃以上とする必要がある。なお、巻取り温度が高すぎると、フェライト粒が粗大化し、冷間圧延での方位の集積が妨げられ、またNbやTiの炭窒化物が粗大化し焼鈍時のフェライトの再結晶を抑制する効果や、オーステナイト粒の粗大化を抑制する効果が小さくなるため、700℃以下にすることが好ましい
After hot rolling is finished under the above-mentioned finishing conditions, it is wound at 550 ° C. or higher.
[Winding temperature: 550 ° C or higher]
When the coiling temperature after finish rolling is lower than 550 ° C., hard bainite and martensite are generated in addition to ferrite. In this case, deformation due to cold rolling becomes non-uniform, and accumulation in an orientation advantageous for Young's modulus is hindered. As a result, the texture after annealing does not develop and the Young's modulus does not improve. Therefore, the winding temperature needs to be 550 ° C. or higher. Note that if the coiling temperature is too high, the ferrite grains become coarse, preventing orientation accumulation in cold rolling, and the effect of suppressing the recrystallization of ferrite during annealing due to coarsening of Nb and Ti carbonitrides. And, since the effect of suppressing the coarsening of austenite grains becomes small, it is preferable to be 700 ℃ or less

前記巻取り後に巻き戻した鋼板は、酸洗を施した後、40〜75%の圧下率の冷間圧延に供する。
[冷間圧延率:40〜75%]
熱間圧延工程後に冷間圧延を行って、ヤング率の向上に有効な(112)[1-10]方位を集積させる。すなわち、冷間圧延により(112)[1-10]方位を発達させることによって、その後の焼鈍工程後の組織でも、(112)[1-10]方位を持つフェライト粒を増やし、ヤング率を高くする。このような効果を得るには、冷間圧延時の圧延率を40%以上とする必要がある。一方、冷間圧延率が大きくなると、圧延荷重が大きくなって製造が困難になるため、圧延率を75%以下とすることが好ましい。さらに、ヤング率を向上させる観点からは、冷間圧延率を50%以上とすることが好ましい。
The steel sheet rewound after the winding is subjected to pickling and then subjected to cold rolling at a rolling reduction of 40 to 75%.
[Cold rolling ratio: 40-75%]
Cold rolling is performed after the hot rolling step to accumulate (112) [1-10] orientations effective for improving Young's modulus. That is, by developing the (112) [1-10] orientation by cold rolling, the structure after the subsequent annealing process increases the number of ferrite grains having the (112) [1-10] orientation and increases the Young's modulus. To do. In order to obtain such an effect, the rolling rate during cold rolling needs to be 40% or more. On the other hand, when the cold rolling rate increases, the rolling load increases and manufacturing becomes difficult. Therefore, the rolling rate is preferably 75% or less. Furthermore, from the viewpoint of improving the Young's modulus, the cold rolling rate is preferably 50% or more.

次いで、780〜860℃の均熱温度まで1℃/s以上の平均加熱速度にて加熱し、該均熱温度での保持時間を150s以下とし、均熱後は、少なくとも350℃までの平均冷却速度を3〜50℃/sとして350℃以下まで冷却する。以下、平均加熱速度は単に加熱速度という。   Next, heating is performed at an average heating rate of 1 ° C./s or higher to a soaking temperature of 780 to 860 ° C., and the holding time at the soaking temperature is set to 150 s or less. After soaking, the average cooling to at least 350 ° C. Cool to 350 ° C or lower at a speed of 3-50 ° C / s. Hereinafter, the average heating rate is simply referred to as a heating rate.

[均熱温度までの加熱速度:1℃/s以上]
焼鈍後の鋼板のヤング率を高めるには、焼鈍の昇温過程において、冷間圧延によって発達した(112)[1-10]方位をもつフェライトの再結晶を抑制し、加工フェライトからオーステナイトへ変態させる必要があり、そのためには、1℃/s以上の加熱速度が必要である。なお、加熱温度は室温からの平均加熱温度である。
[Heating rate to soaking temperature: 1 ° C / s or more]
In order to increase the Young's modulus of the steel sheet after annealing, the recrystallization of ferrite with (112) [1-10] orientation developed by cold rolling was suppressed during the heating process of annealing, and the transformation from processed ferrite to austenite For this purpose, a heating rate of 1 ° C./s or more is required. The heating temperature is an average heating temperature from room temperature.

[均熱温度:780〜860℃、均熱時間:150s以下]
焼鈍の加熱時に十分な量のフェライトがオーステナイトに変態し、冷却時にフェライトに再変態することで集合組織が発達し、ヤング率が向上する。また、焼鈍温度が低い場合には、圧延組織が残存し、伸びが低下する。これらのため、均熱温度は780℃以上とする必要がある。一方、均熱温度が高すぎると、オーステナイト粒が粗大になり、焼鈍後冷却時に再変態したフェライトが(112)[1-10]方位に集積することが難しくなる。このため、均熱温度は、860℃以下とする必要がある。また、この温度帯での長時間保持によってもオーステナイト粒の粗大化が起こるため、均熱時間を150s以下とする必要がある。
[Soaking temperature: 780-860 ° C, Soaking time: 150 s or less]
A sufficient amount of ferrite transforms to austenite during annealing and retransforms into ferrite during cooling, thereby developing a texture and improving Young's modulus. Further, when the annealing temperature is low, the rolling structure remains and the elongation decreases. For these reasons, the soaking temperature needs to be 780 ° C. or higher. On the other hand, if the soaking temperature is too high, austenite grains become coarse, and it becomes difficult for ferrite retransformed during annealing to accumulate in the (112) [1-10] orientation. For this reason, the soaking temperature needs to be 860 ° C. or less. Further, since the austenite grains are coarsened by holding for a long time in this temperature range, the soaking time needs to be 150 s or less.

[均熱温度から350℃までの平均冷却速度:3〜50℃/s]
本発明の製造方法では、前記均熱後の冷却条件を制御することが肝要である。均熱後の冷却時にフェライトを生成させることによりヤング率の向上に有利な集合組織が発達するため、50%以上のフェライトを生成させる必要がある。このため冷却速度の上限を50℃/sとする必要がある。一方、冷却が遅すぎる場合、マルテンサイトが生成しないため、冷却速度を3℃/s以上にする必要がある。
[Average cooling rate from soaking temperature to 350 ° C: 3-50 ° C / s]
In the production method of the present invention, it is important to control the cooling conditions after the soaking. Generating ferrite at the time of cooling after soaking develops a texture that is advantageous for improving the Young's modulus. Therefore, it is necessary to generate 50% or more of ferrite. Therefore, the upper limit of the cooling rate needs to be 50 ° C./s. On the other hand, when cooling is too slow, martensite is not generated, so the cooling rate needs to be 3 ° C./s or more.

また、冷却停止温度が高い場合には、マルテンサイトが生成せずにベイナイトやパーライトが生成し、強度低下と比YS/TSの上昇をまねくことになる。あるいは、マルテンサイトが生成しても冷却中での巻戻しによりマルテンサイトの硬度が低下するため、強度向上への寄与が小さくなるばかりでなく、TSとElとの良好なバランスが得られない。このために、少なくとも350℃までは所定の冷却速度で冷却する必要がある。さらに、TSとElとのバランスをより良くするためには、所定の冷却速度での冷却を少なくとも300℃まで行うことが好ましい。   When the cooling stop temperature is high, martensite is not generated, but bainite and pearlite are generated, leading to a decrease in strength and an increase in the ratio YS / TS. Or, even if martensite is generated, the hardness of martensite is reduced by rewinding during cooling, so that not only the contribution to strength improvement is reduced, but also a good balance between TS and El cannot be obtained. For this reason, it is necessary to cool at least to 350 ° C. at a predetermined cooling rate. Furthermore, in order to improve the balance between TS and El, it is preferable to perform cooling at a predetermined cooling rate to at least 300 ° C.

以上の制御冷却における冷却停止温度と加工性の指標となる積TS×Elとの関係を、後述する実施例1における評価結果に基づいて、図1に示す。同図に示すように、冷却停止温度を350℃以下、さらには300℃以下とすることによって、TSとElとが良好なバランスをもって向上する。   FIG. 1 shows the relationship between the cooling stop temperature and the product TS × El, which is an index of workability, based on the evaluation result in Example 1 described later. As shown in the figure, by setting the cooling stop temperature to 350 ° C. or lower, further 300 ° C. or lower, TS and El are improved with a good balance.

その後は、過時効帯を通過させる処理を施してもよい。また、溶融亜鉛めっき鋼板として製造される場合には、溶融亜鉛中を通板させてもよく、さらに、合金化溶融亜鉛めっき鋼板として製造される場合には、合金化処理を行ってもよい。さらに、一度室温まで冷却したのち、フェライト単相域ないしフェライト+オーステナイト2相域に再加熱し、溶融亜鉛中を通板させてもよく、その後に、合金化処理を行ってもよい。   Thereafter, a process of passing the overaging zone may be performed. Moreover, when manufacturing as a hot dip galvanized steel plate, you may let it pass in hot dip galvanized steel, and when manufacturing as an alloying hot dip galvanized steel plate, you may perform an alloying process. Furthermore, after cooling to room temperature once, it may be reheated to a ferrite single phase region or a ferrite + austenite two phase region and passed through molten zinc, and thereafter an alloying treatment may be performed.

次に、本発明の実施例について説明する。なお、本発明はこれらの実施例のみに限定されるものではない。
まず、表1に示す成分の鋼Aを真空溶解炉にて溶製し、熱間圧延、冷間圧延、そして焼鈍を行って冷延鋼板を作製した。この際、熱間圧延に先立つ加熱条件:1250℃で1時間、熱間圧延の仕上温度:880℃、熱間圧延後の板厚:2.7mm、巻取り条件:600℃で1時間保持後に炉冷する巻取り相当処理、冷間圧延の圧下率:55%、冷間圧延後の板厚:1.2mm、830℃までの加熱速度:3℃/s、830℃での保持時間:60s、300℃までの冷却速度:15℃/sであり、その後室温までの冷却は空冷を基本条件とした。
さらに、以上の基本条件に加えて、均熱後の冷却速度および制御冷却停止温度(急冷温度)を表3に示すように変化させた。すなわち、ここで変化させた条件以外は上記の条件である。
なお、本実施例において、均熱後の冷却は、制御冷却停止温度まで一定速度としており、350℃以下まで冷却した場合、均熱温度から350℃までの平均冷却速度は、制御冷却停止温度までの冷却速度と等しい。
Next, examples of the present invention will be described. In addition, this invention is not limited only to these Examples.
First, steel A having the components shown in Table 1 was melted in a vacuum melting furnace, and hot rolled, cold rolled, and annealed to produce a cold rolled steel sheet. At this time, heating conditions prior to hot rolling: 1 hour at 1250 ° C., finishing temperature of hot rolling: 880 ° C., plate thickness after hot rolling: 2.7 mm, winding conditions: furnace after holding at 600 ° C. for 1 hour Cold rolling equivalent processing, cold rolling reduction ratio: 55%, sheet thickness after cold rolling: 1.2 mm, heating rate up to 830 ° C: 3 ° C / s, holding time at 830 ° C: 60s, 300 Cooling rate to ° C .: 15 ° C./s, and then cooling to room temperature was based on air cooling.
Furthermore, in addition to the above basic conditions, the cooling rate after soaking and the controlled cooling stop temperature (rapid cooling temperature) were changed as shown in Table 3. That is, the above conditions are the same as the conditions changed here.
In this example, the cooling after soaking is a constant rate up to the control cooling stop temperature. When cooling to 350 ° C. or less, the average cooling rate from the soaking temperature to 350 ° C. is up to the control cooling stop temperature. Is equal to the cooling rate.

上記焼鈍後に、鋼板の圧延方向に対し直角な方向から10 mm×60mmの試験片を切り出し、横振動型の共振周波数測定装置を用いて、American Society to Testing Materialsの基準(C1259)に従いヤング率(E)を測定した。また、0.5%の調質圧延を施した冷延鋼板から、圧延方向に対し直角な方向よりJIS5号引張試験片を切り出し、引張特性(引張強さTSと伸びEl)を測定した。
また、上述した方法に従って、フェライト相の面積率(α)およびマルテンサイト相の面積率(M)と、鋼板の1/4板厚における板面の(112)[1-10]方位のODF解析強度を求めた。
After the above annealing, a 10 mm x 60 mm test piece was cut out from a direction perpendicular to the rolling direction of the steel sheet, and a Young's modulus (C1259) was used according to the American Society to Testing Materials standard (C1259) using a transverse vibration type resonance frequency measuring device. E) was measured. Further, a JIS No. 5 tensile test piece was cut out from a direction perpendicular to the rolling direction from a cold rolled steel sheet subjected to 0.5% temper rolling, and tensile properties (tensile strength TS and elongation El) were measured.
In addition, according to the method described above, the ferrite phase area ratio (α) and martensite phase area ratio (M), and the ODF analysis of the (112) [1-10] orientation of the plate surface at 1/4 the thickness of the steel plate The strength was determined.

基本条件に従って作製した冷延鋼板は、表2に示すように、TS:660MPa、YS:390MPa、YS/TS:0.59、El:28%、TS×El:18480MPa・%、E:234GPa、フェライトの面積率:91%、マルテンサイトの面積率:9%およびODF解析強度:8.7であり、強度−伸びバランスが良好で高ヤング率のものとなった。   As shown in Table 2, the cold-rolled steel sheets produced according to the basic conditions are TS: 660 MPa, YS: 390 MPa, YS / TS: 0.59, El: 28%, TS × El: 18480 MPa ·%, E: 234 GPa, ferrite The area ratio was 91%, the martensite area ratio was 9%, and the ODF analysis strength was 8.7. The strength-elongation balance was good and the Young's modulus was high.

また、表3に、均熱後の冷却速度と制御冷却停止温度の影響を示す。これら条件が本発明の範囲を満足する場合は、TSが590MPa以上、TS×Elが16800MPa・%以上およびEが230GPa以上である。   Table 3 shows the influence of the cooling rate after soaking and the controlled cooling stop temperature. When these conditions satisfy the scope of the present invention, TS is 590 MPa or more, TS × El is 16800 MPa ·% or more, and E is 230 GPa or more.

Figure 0005157215
Figure 0005157215

Figure 0005157215
Figure 0005157215

Figure 0005157215
Figure 0005157215

表4に示す成分の鋼B〜Qを真空溶解炉にて溶製し、上記の基本条件にて熱間圧延、冷間圧延、そして焼鈍を行って冷延鋼板1〜16を作製した。かくして得られた冷延鋼板について、上記と同様の調査を行った。   Steels B to Q having the components shown in Table 4 were melted in a vacuum melting furnace, and hot rolled, cold rolled, and annealed under the above basic conditions to produce cold rolled steel plates 1 to 16. The cold rolled steel sheet thus obtained was examined in the same manner as described above.

その調査結果を表5に示す。鋼板1〜14では、優れた強度を示すとともにヤング率が230GPa以上となる。一方、NbおよびTi量が本発明範囲外である鋼板15では、TSが543MPa、Eが221GPaと低い。また、Mn量が著しく高い鋼板16では、Eが213GPaと低く、フェライト面積率も36%と発明範囲より低い。Mn量が請求範囲より低い鋼板17では、マルテンサイト相の分率が0%と低く、TSおよびTS×Elが低く、YS/TSが高い。 The survey results are shown in Table 5 . In steel plates 1 to 14, the Young's modulus is greater than or equal to 230GPa exhibit high strength. On the other hand, in the steel plate 15 in which the amounts of Nb and Ti are outside the scope of the present invention, TS is as low as 543 MPa and E is as low as 221 GPa. Further, in the steel plate 16 having a remarkably high Mn content, E is as low as 213 GPa, and the ferrite area ratio is also 36%, which is lower than the scope of the invention. In the steel plate 17 whose Mn content is lower than the claimed range, the martensite phase fraction is as low as 0%, TS and TS × El are low, and YS / TS is high.

Figure 0005157215
Figure 0005157215

Figure 0005157215
Figure 0005157215

TS×Elに及ぼす制御冷却停止温度の影響を示す図である。It is a figure which shows the influence of the control cooling stop temperature which acts on TSxEl.

Claims (4)

質量%で
C:0.05〜0.15%、
Si:1.5%以下、
Mn:1.5〜3.0%、
P:0.05%以下、
S:0.01以下、
Al:0.5%以下、
N:0.01%以下、
Nb:0.02〜0.15%および
Ti:0.01〜0.15%
を含有し、残部は鉄および不可避的不純物からなる成分組成を有するとともに、フェライト相の面積率が50%以上およびマルテンサイト相の面積率が5%以上、かつ(112)[1-10]方位のODF解析強度が5以上である組織を有し、さらに、引張強さ(TS)は590MPa以上、降伏強度(YS)と引張強さとの比YS/TSが0.70以下、引張強さと全伸び(El)との積TS×Elが16800MPa・%以上、そして圧延方向に対して直角方向のヤング率が230GPa以上であることを特徴とする加工性に優れた高剛性高強度鋼板。
% By mass C: 0.05 to 0.15%,
Si: 1.5% or less,
Mn: 1.5-3.0%
P: 0.05% or less,
S: 0.01 or less,
Al: 0.5% or less,
N: 0.01% or less,
Nb: 0.02-0.15% and
Ti: 0.01-0.15%
And the balance has a composition composed of iron and inevitable impurities, the ferrite phase area ratio is 50% or more, the martensite phase area ratio is 5% or more, and the (112) [1-10] orientation The structure has an ODF analysis strength of 5 or more. Furthermore, the tensile strength (TS) is 590 MPa or more, the yield strength (YS) to tensile strength ratio YS / TS is 0.70 or less, and the tensile strength and total elongation ( A high-stiffness, high-strength steel sheet with excellent workability, characterized in that the product TS x El is 16800 MPa ·% or more and the Young's modulus in the direction perpendicular to the rolling direction is 230 GPa or more.
請求項1において、前記成分組成として、さらに、質量%で
V:0.01〜0.20%および
W:0.01〜0.20%
のいずれか1種または2種を含有する加工性に優れた高剛性高強度鋼板。
The component composition according to claim 1, further comprising, in mass%, V: 0.01 to 0.20% and W: 0.01 to 0.20%.
A high-rigidity and high-strength steel sheet excellent in workability containing any one or two of the above.
質量%で
C:0.05〜0.15%、
Si:1.5%以下、
Mn:1.5〜3.0%、
P:0.05%以下、
S:0.01以下、
Al:0.5%以下、
N:0.01%以下、
Nb:0.02〜0.15%および
Ti:0.01〜0.15%
を含有し、残部は鉄および不可避的不純物からなる成分組成を有する鋼スラブに、仕上温度が800〜950℃の熱間圧延を施したのち、550℃以上で巻取り、酸洗後に40〜75%の圧下率の冷間圧延を行い、その後、780〜860℃の均熱温度まで1℃/s以上の平均加熱速度にて加熱し、該均熱温度での保持時間を150s以下とし、均熱後は、少なくとも350℃までの平均冷却速度を3〜50℃/sとして350℃以下まで冷却することを特徴とする加工性に優れた高剛性高強度鋼板の製造方法
In mass%
C: 0.05 to 0.15%,
Si: 1.5% or less,
Mn: 1.5-3.0%
P: 0.05% or less,
S: 0.01 or less,
Al: 0.5% or less,
N: 0.01% or less,
Nb: 0.02-0.15% and
Ti: 0.01-0.15%
The steel slab having a component composition consisting of iron and inevitable impurities is subjected to hot rolling at a finishing temperature of 800 to 950 ° C., and then wound at 550 ° C. or higher, and 40 to 75 after pickling. %, And then heated to a soaking temperature of 780 to 860 ° C. at an average heating rate of 1 ° C./s or more, and the holding time at the soaking temperature is set to 150 s or less. A method for producing a high-rigidity, high-strength steel sheet with excellent workability , characterized by cooling to 350 ° C or lower after heating at an average cooling rate of at least 350 ° C at 3 to 50 ° C / s .
請求項3において、前記鋼スラブがさらに、質量%で
V:0.01〜0.20%および
W:0.01〜0.20%
のいずれか1種または2種を含有する加工性に優れた高剛性高強度鋼板の製造方法。
In Claim 3, the said steel slab is further in the mass%.
V: 0.01-0.20% and
W: 0.01-0.20%
The manufacturing method of the high-rigidity high-strength steel plate excellent in workability containing any 1 type or 2 types of these .
JP2007085766A 2007-03-28 2007-03-28 High rigidity and high strength steel plate with excellent workability Expired - Fee Related JP5157215B2 (en)

Priority Applications (1)

Application Number Priority Date Filing Date Title
JP2007085766A JP5157215B2 (en) 2007-03-28 2007-03-28 High rigidity and high strength steel plate with excellent workability

Applications Claiming Priority (1)

Application Number Priority Date Filing Date Title
JP2007085766A JP5157215B2 (en) 2007-03-28 2007-03-28 High rigidity and high strength steel plate with excellent workability

Publications (2)

Publication Number Publication Date
JP2008240125A JP2008240125A (en) 2008-10-09
JP5157215B2 true JP5157215B2 (en) 2013-03-06

Family

ID=39911804

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
JP2007085766A Expired - Fee Related JP5157215B2 (en) 2007-03-28 2007-03-28 High rigidity and high strength steel plate with excellent workability

Country Status (1)

Country Link
JP (1) JP5157215B2 (en)

Families Citing this family (19)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP5233142B2 (en) * 2007-03-28 2013-07-10 Jfeスチール株式会社 High-stiffness and high-strength steel sheet excellent in hole expansibility and method for producing the same
JP5315954B2 (en) * 2008-11-26 2013-10-16 Jfeスチール株式会社 High-strength hot-dip galvanized steel sheet and manufacturing method thereof
JP5464572B2 (en) * 2009-03-30 2014-04-09 日新製鋼株式会社 High strength steel plate for slide bearing
JP5391997B2 (en) * 2009-10-22 2014-01-15 新日鐵住金株式会社 Composite panel with excellent tension rigidity
JP5533146B2 (en) * 2010-03-31 2014-06-25 新日鐵住金株式会社 Cold rolled steel sheet and method for producing the same
JP5533143B2 (en) * 2010-03-31 2014-06-25 新日鐵住金株式会社 Cold rolled steel sheet and method for producing the same
JP5533145B2 (en) * 2010-03-31 2014-06-25 新日鐵住金株式会社 Cold rolled steel sheet and method for producing the same
JP5533144B2 (en) * 2010-03-31 2014-06-25 新日鐵住金株式会社 Hot-dip cold-rolled steel sheet and manufacturing method thereof
EP2781615A4 (en) * 2011-11-15 2015-07-01 Jfe Steel Corp Thin steel sheet and process for producing same
JP5845837B2 (en) * 2011-11-15 2016-01-20 Jfeスチール株式会社 High-strength thin steel sheet with excellent rigidity and manufacturing method thereof
WO2014021382A1 (en) 2012-07-31 2014-02-06 新日鐵住金株式会社 Cold-rolled steel sheet, electrolytic zinc-coated cold-rolled steel sheet, hot-dip zinc-coated cold-rolled steel sheet, alloyed hot-dip zinc-coated cold-rolled steel sheet, and methods for producing said steel sheets
JP6048123B2 (en) * 2012-12-20 2016-12-21 新日鐵住金株式会社 High strength steel plate excellent in acid resistance and method for producing the same
CN105473749B (en) 2013-08-02 2017-08-25 杰富意钢铁株式会社 High intensity high young's modulus steel plate and its manufacture method
MX2016001272A (en) * 2013-08-02 2016-05-24 Jfe Steel Corp High-strength, high-young's modulus steel plate, and manufacturing method thereof.
JP5776762B2 (en) * 2013-12-27 2015-09-09 新日鐵住金株式会社 Cold rolled steel sheet and method for producing the same
JP5776764B2 (en) * 2013-12-27 2015-09-09 新日鐵住金株式会社 Cold rolled steel sheet and method for producing the same
JP5776761B2 (en) * 2013-12-27 2015-09-09 新日鐵住金株式会社 Cold rolled steel sheet and method for producing the same
JP5776763B2 (en) * 2013-12-27 2015-09-09 新日鐵住金株式会社 Hot-dip cold-rolled steel sheet and manufacturing method thereof
JP6032298B2 (en) 2015-02-03 2016-11-24 Jfeスチール株式会社 High-strength cold-rolled steel sheet, high-strength galvanized steel sheet, high-strength hot-dip galvanized steel sheet, high-strength galvannealed steel sheet, and methods for producing them

Family Cites Families (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP4407449B2 (en) * 2003-09-26 2010-02-03 Jfeスチール株式会社 High strength steel plate and manufacturing method thereof
JP4445339B2 (en) * 2004-01-08 2010-04-07 新日本製鐵株式会社 High Young's modulus steel plate and manufacturing method thereof
JP4506434B2 (en) * 2004-11-29 2010-07-21 Jfeスチール株式会社 High strength steel plate with excellent rigidity and method for producing the same

Also Published As

Publication number Publication date
JP2008240125A (en) 2008-10-09

Similar Documents

Publication Publication Date Title
JP5157215B2 (en) High rigidity and high strength steel plate with excellent workability
JP5233142B2 (en) High-stiffness and high-strength steel sheet excellent in hole expansibility and method for producing the same
JP4843982B2 (en) High-rigidity and high-strength steel sheet and manufacturing method thereof
JP5370620B1 (en) Thin steel plate and manufacturing method thereof
JP4843981B2 (en) High-rigidity and high-strength steel sheet and manufacturing method thereof
JP5798740B2 (en) High-strength cold-rolled steel sheet with excellent formability and manufacturing method
US20080118390A1 (en) High-Stiffness High-Strength Thin Steel Sheet and Method For Producing the Same
JP4665692B2 (en) High-strength steel sheet with excellent bending rigidity and method for producing the same
JP4867257B2 (en) High-strength thin steel sheet with excellent rigidity and manufacturing method thereof
JP4867256B2 (en) High-strength thin steel sheet with excellent rigidity and manufacturing method thereof
JP2008156680A (en) High-strength cold rolled steel sheet having high yield ratio, and its production method
JP6237956B1 (en) Thin steel plate and plated steel plate, method for producing hot rolled steel plate, method for producing cold rolled full hard steel plate, method for producing thin steel plate, and method for producing plated steel plate
JP4506434B2 (en) High strength steel plate with excellent rigidity and method for producing the same
JP5655475B2 (en) High-strength cold-rolled steel sheet excellent in deep drawability and manufacturing method thereof
JP5845837B2 (en) High-strength thin steel sheet with excellent rigidity and manufacturing method thereof
JP4815974B2 (en) Manufacturing method of high strength cold-rolled steel sheet with excellent rigidity
JP4867258B2 (en) High-strength thin steel sheet with excellent rigidity and workability and manufacturing method thereof
JP4506439B2 (en) High-rigidity and high-strength steel sheet and manufacturing method thereof
JP2009235441A (en) High-yield ratio and high-strength cold rolled steel sheet having excellent stretch flange formability
JP4622783B2 (en) High-strength thin steel sheet with excellent rigidity and manufacturing method thereof
JP4506438B2 (en) High-rigidity and high-strength steel sheet and manufacturing method thereof
JP4736617B2 (en) High-strength, high-strength cold-rolled steel sheet and method for producing the same
JP4622784B2 (en) High-strength thin steel sheet with excellent rigidity and manufacturing method thereof
JP2011032543A (en) High strength steel sheet excellent in workability, and manufacturing method therefor
JP2013087331A (en) Thin steel sheet with excellent rigidity

Legal Events

Date Code Title Description
A621 Written request for application examination

Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A621

Effective date: 20100122

A977 Report on retrieval

Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A971007

Effective date: 20120329

A131 Notification of reasons for refusal

Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131

Effective date: 20120410

A521 Request for written amendment filed

Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523

Effective date: 20120605

TRDD Decision of grant or rejection written
A01 Written decision to grant a patent or to grant a registration (utility model)

Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A01

Effective date: 20121113

A61 First payment of annual fees (during grant procedure)

Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A61

Effective date: 20121126

R150 Certificate of patent or registration of utility model

Ref document number: 5157215

Country of ref document: JP

Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R150

Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R150

FPAY Renewal fee payment (event date is renewal date of database)

Free format text: PAYMENT UNTIL: 20151221

Year of fee payment: 3

R250 Receipt of annual fees

Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R250

LAPS Cancellation because of no payment of annual fees