JP5363922B2 - High-strength cold-rolled steel sheet with an excellent balance between elongation and stretch flangeability - Google Patents

High-strength cold-rolled steel sheet with an excellent balance between elongation and stretch flangeability Download PDF

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Abstract

<P>PROBLEM TO BE SOLVED: To provide a high-strength cold-rolled steel sheet which secures a balance between elongation and formability for extension flange even in a higher strength class than in a conventional one and is excellent in formability. <P>SOLUTION: The cold-rolled steel sheet has a component composition comprising, by mass%, 0.03-0.30% C, 0.1-3.0% Si, 0.1-5.0% Mn, 0.1% or less P, 0.1% or less S, 0.01% or less N, 0.01-1.00% Al and the balance iron with unavoidable impurities; and has a structure which includes 70% or more (including 100%) by an area rate of tempered martensite having a hardness of more than 380 but 450 Hv or less and the balance ferrite. Cementite particles in the tempered martensite are distributed in such a state that there are 20 pieces or more of cementite particles having a circle-equivalent diameter of 0.02 &mu;m or more but less than 0.1 &mu;m in 1 &mu;m<SP>2</SP>of the tempered martensite and there are 1.5 pieces or less cementite particles having a circle-equivalent diameter of 0.1 &mu;m or more in 1 &mu;m<SP>2</SP>of the tempered martensite. <P>COPYRIGHT: (C)2011,JPO&amp;INPIT

Description

本発明は、加工性に優れた高強度鋼板に関し、詳細には、伸び(全伸び)と伸びフランジ性のバランスに優れた高強度鋼板に関する。   The present invention relates to a high-strength steel plate excellent in workability, and more particularly, to a high-strength steel plate excellent in the balance between elongation (total elongation) and stretch flangeability.

例えば自動車の骨格部品などに使用される鋼板には、衝突安全性や車体軽量化による燃費軽減などを目的として高強度が求められるとともに、形状の複雑な骨格部品に加工するために優れた成形加工性も要求されるが、加工される部品によって強度をより重視するのか、加工性をより重視するのかが異なる。   For example, steel sheets used for automobile frame parts and the like are required to have high strength for the purpose of collision safety and fuel efficiency reduction by reducing the weight of the car body, and excellent forming process for processing into complex frame parts However, depending on the parts to be processed, whether the emphasis is more on strength or the emphasis on workability is different.

このため、強度クラスに応じた、伸びと伸びフランジ性のバランスを備えた高強度鋼板の提供が切望されている。   For this reason, provision of the high strength steel plate provided with the balance of elongation and stretch flangeability according to a strength class is desired.

発明者らは、引張強度780〜980MPa級の鋼板については、フェライトと焼戻しマルテンサイトからなる二相組織鋼(特許文献1、2参照)をベースとしつつ、これらの従来鋼板よりフェライトの割合を少なくすることに加え、該焼戻しマルテンサイトの硬さを低下させること、および、焼戻し時にマルテンサイト中に析出したセメンタイト粒子を微細化することで、引張強度を確保しながら、伸びフランジ性を向上させて伸びとのバランスを高めた高強度冷延鋼板の開発に成功し、既に特許出願を行った(特許文献1参照)。   The inventors of the present invention have a tensile strength of 780 to 980 MPa grade steel sheets based on a dual-phase structure steel composed of ferrite and tempered martensite (see Patent Documents 1 and 2), but with a lower proportion of ferrite than these conventional steel sheets. In addition to reducing the hardness of the tempered martensite, and by refining the cementite particles precipitated in the martensite during tempering, the stretch flangeability is improved while ensuring the tensile strength. We have succeeded in developing a high-strength cold-rolled steel sheet with a high balance with elongation, and have already filed a patent application (see Patent Document 1).

しかしながら、上記特許文献1に記載の高強度冷延鋼板(以下、「先行発明鋼板」という。)よりもさらに高い強度クラスである、引張強度1180MPa級以上の高強度鋼板についても、伸び(全伸び;El)と伸びフランジ性(穴広げ率;λ)のバランスに優れた高強度鋼板の提供が切望されており、引張強度1180MPa以上の鋼板に対してEl×λが1000%・%以上確保できるものが要望されている。   However, even a high strength steel sheet having a tensile strength of 1180 MPa class or higher, which is a higher strength class than the high strength cold-rolled steel sheet (hereinafter referred to as “prior invention steel sheet”) described in Patent Document 1, is also stretched (total elongation). High strength steel sheet with an excellent balance between El) and stretch flangeability (hole expansion ratio; λ) has been eagerly desired, and El × λ can be secured at 1000 %% or more for a steel sheet having a tensile strength of 1180 MPa or more. Things are desired.

特開2004−256872号公報JP 2004-256872 A 特開2004−232022号公報JP 2004-232022 A 特開2009−144239号公報JP 2009-144239 A

そこで本発明の目的は、上記先行発明鋼よりさらに高い強度クラスにおいても、伸びと伸びフランジ性のバランスを確保した、成形性に優れる高強度冷延鋼板を提供することにある。   Accordingly, an object of the present invention is to provide a high-strength cold-rolled steel sheet having excellent formability and ensuring a balance between elongation and stretch flangeability even in a higher strength class than the above-described prior invention steel.

請求項1に記載の発明は、
質量%で(以下、化学成分について同じ。)、
C:0.03〜0.30%、
Si:0.1〜3.0%、
Mn:0.1〜5.0%、
P:0.1%以下、
S:0.1%以下、
N:0.01%以下、
Al:0.01〜1.00%
を含み、残部が鉄および不可避的不純物からなる成分組成を有し、
硬さ380超450Hv以下の焼戻しマルテンサイトが面積率で70%以上(100%を含む)を含み、残部がフェライトからなる組織を有し、
前記焼戻しマルテンサイト中におけるセメンタイト粒子の分布状態が、
円相当直径0.02μm以上0.1μm未満のセメンタイト粒子は、前記焼戻しマルテンサイト1μm当たり20個以上で、
円相当直径0.1μm以上のセメンタイト粒子は、前記焼戻しマルテンサイト1μm当たり1.5個以下である
ことを特徴とする伸びと伸びフランジ性のバランスに優れた高強度冷延鋼板である。
The invention described in claim 1
% By mass (hereinafter the same for chemical components)
C: 0.03 to 0.30%,
Si: 0.1 to 3.0%,
Mn: 0.1 to 5.0%,
P: 0.1% or less,
S: 0.1% or less,
N: 0.01% or less,
Al: 0.01 to 1.00%
And the remainder has a component composition consisting of iron and inevitable impurities,
A tempered martensite having a hardness of more than 380 and not more than 450 Hv includes an area ratio of 70% or more (including 100%), and the balance has a structure made of ferrite,
The distribution state of cementite particles in the tempered martensite is
The cementite particles having an equivalent circle diameter of 0.02 μm or more and less than 0.1 μm are 20 or more per 1 μm 2 of the tempered martensite,
A cementite particle having an equivalent circle diameter of 0.1 μm or more is 1.5 or less per 1 μm 2 of the tempered martensite, and is a high-strength cold-rolled steel sheet having an excellent balance between elongation and stretch flangeability.

請求項2に記載の発明は、
成分組成が、更に、
Cr:0.01〜1.0%、および/または
Mo:0.01〜1.0%
を含むものである請求項1に記載の伸びと伸びフランジ性のバランスに優れた高強度冷延鋼板である。
The invention described in claim 2
Ingredient composition further
Cr: 0.01-1.0% and / or Mo: 0.01-1.0%
The high-strength cold-rolled steel sheet having an excellent balance between elongation and stretch flangeability according to claim 1.

請求項3に記載の発明は、
成分組成が、更に、
Cu:0.05〜1.0%、および/または
Ni:0.05〜1.0%
を含むものである請求項1または2に記載の伸びと伸びフランジ性のバランスに優れた高強度冷延鋼板である。
The invention according to claim 3
Ingredient composition further
Cu: 0.05-1.0% and / or Ni: 0.05-1.0%
The high-strength cold-rolled steel sheet having an excellent balance between elongation and stretch flangeability according to claim 1 or 2.

請求項4に記載の発明は、
更に、
Ca:0.0005〜0.01%、および/または
Mg:0.0005〜0.01%
を含むものである請求項1〜3のいずれか1項に記載の伸びと伸びフランジ性のバランスに優れた高強度冷延鋼板である。
The invention according to claim 4
Furthermore,
Ca: 0.0005 to 0.01% and / or Mg: 0.0005 to 0.01%
The high-strength cold-rolled steel sheet having an excellent balance between elongation and stretch flangeability according to any one of claims 1 to 3.

本発明によれば、フェライトと焼戻しマルテンサイトからなる二相組織において、焼戻しマルテンサイトの硬さとその面積率、および該焼戻しマルテンサイト中におけるセメンタイト粒子の分布状態とを適正に制御することで、伸びフランジ性と伸びのバランスを確保しつつ、引張強度をさらに向上させることが可能となり、上記先行発明鋼よりさらに高い強度クラスにおいても、成形性に優れた高強度鋼板を提供できるようになった。   According to the present invention, in a two-phase structure composed of ferrite and tempered martensite, by properly controlling the hardness of tempered martensite and its area ratio, and the distribution of cementite particles in the tempered martensite, The tensile strength can be further improved while ensuring the balance between the flangeability and the elongation, and a high-strength steel sheet excellent in formability can be provided even in a higher strength class than the above-mentioned prior invention steel.

本発明者らは、上記先行発明鋼板と同様に、フェライトと焼戻しマルテンサイト(以下、単に「マルテンサイト」ということあり。)からなる二相組織を有する高強度鋼板をベースとするが、上記先行発明鋼よりも、フェライトの割合をさらに少なくする(すなわち、マルテンサイトの割合をさらに増加させる)とともに、焼戻し条件の調整によりマルテンサイトの硬さを高く維持しつつマルテンサイト中のセメンタイトを微細化することで、マルテンサイトの高強度化と伸びフランジ性の向上を図ることで、上記要望レベルを満足しうる高強度鋼板が得られると考え、鋭意検討を行った結果、本発明を完成するに至った。   The present inventors are based on a high-strength steel sheet having a two-phase structure composed of ferrite and tempered martensite (hereinafter sometimes simply referred to as “martensite”) in the same manner as the above-described prior invention steel sheet. The ratio of ferrite is further reduced than that of the invention steel (that is, the ratio of martensite is further increased), and the cementite in the martensite is refined while maintaining the hardness of the martensite high by adjusting the tempering conditions. As a result of intensive investigations, it was concluded that the present invention could be completed as a result of intensive studies that increased martensite strength and improved stretch flangeability would provide a high-strength steel sheet that could satisfy the above-mentioned level of demand. It was.

以下、まず本発明鋼板を特徴づける組織について説明する。   Hereinafter, the structure characterizing the steel sheet of the present invention will be described first.

〔本発明鋼板の組織〕
上述したとおり、本発明鋼板は、フェライトと焼戻しマルテンサイトからなる二相組織を有する点で上記先行発明鋼板と共通するが、以下の点で相違している。
[Structure of the steel sheet of the present invention]
As described above, the steel sheet of the present invention is common to the steel sheet of the prior invention in that it has a two-phase structure composed of ferrite and tempered martensite, but is different in the following points.

すなわち、該焼戻しマルテンサイトの面積率が、上記先行発明鋼板では40%以上(100%を含む)であるのに対し、本発明鋼板ではよりマルテンサイトの多い側である70%以上(100%を含む)に制限されている。   That is, the area ratio of the tempered martensite is 40% or more (including 100%) in the above-described steel sheet of the present invention, whereas the steel sheet of the present invention has 70% or more (100% of the martensite side). Including).

また、該焼戻しマルテンサイトの硬さが、上記先行発明鋼板では300〜380Hvであるのに対し、本発明鋼板ではより高硬度側である380超450Hv以下に制御されている。   Further, the hardness of the tempered martensite is 300 to 380 Hv in the above-described prior invention steel plate, whereas the hardness of the tempered martensite is controlled to be higher than 380 and 450 Hv or less on the higher hardness side in the steel plate of the present invention.

さらに、該焼戻しマルテンサイト中に析出したセメンタイト粒子の分布状態が、上記先行発明鋼板では、円相当直径0.02μm以上0.1μm未満のセメンタイト粒子が、該焼戻しマルテンサイト1μm当たり10個以上、円相当直径0.1μm以上のセメンタイト粒子が、焼戻しマルテンサイト1μm当たり3個以下であるのに対し、本発明鋼板では、より微細化された側である、円相当直径0.02μm以上0.1μm未満のセメンタイト粒子が、該焼戻しマルテンサイト1μm当たり20個以上、円相当直径0.1μm以上のセメンタイト粒子が、焼戻しマルテンサイト1μm当たり1.5個以下である。 Furthermore, the distribution state of the cementite particles precipitated in the tempered martensite is 10 or more per 1 μm 2 of tempered martensite, in the above-mentioned prior invention steel sheet, the cementite particles having an equivalent circle diameter of 0.02 μm or more and less than 0.1 μm. The number of cementite particles having an equivalent circle diameter of 0.1 μm or more is 3 or less per 1 μm 2 of tempered martensite, whereas in the steel sheet of the present invention, the equivalent circle diameter of 0.02 μm or more and 0.0. The number of cementite particles less than 1 μm is 20 or more per 1 μm 2 of tempered martensite, and the number of cementite particles having an equivalent circle diameter of 0.1 μm or more is 1.5 or less per 1 μm 2 of tempered martensite.

<硬さ380Hv超450Hv以下の焼戻しマルテンサイト:面積率で70%以上(100%を含む)>
上記先行発明鋼板よりさらに高い強度を確保するため、焼戻しマルテンサイトは、その硬さを上記先行発明鋼板(380Hv以下)より高い380Hv超とするとともに、その面積率を上記先行発明鋼板(40%以上)より大きい70%以上とする。なお、残部はフェライトである。ただし、焼戻しマルテンサイトの硬さは高くしすぎると伸びと伸びフランジ性が低下するので、450Hv以下とする。
<Tempered martensite with a hardness of more than 380 Hv and not more than 450 Hv: 70% or more (including 100%) in area ratio>
In order to secure a higher strength than the above-described prior invention steel plate, the tempered martensite has a hardness exceeding 380 Hv higher than that of the above prior invention steel plate (380 Hv or less), and the area ratio thereof is the above prior invention steel plate (40% or more). ) Greater than 70%. The balance is ferrite. However, if the hardness of the tempered martensite is too high, the elongation and stretch flangeability are deteriorated.

焼戻しマルテンサイトの硬さの好ましい範囲は380Hv超420Hv以下である。また、焼戻しマルテンサイトの面積率の好ましい範囲は85〜95%である(好ましい範囲の上限を95%としたのは、伸びを確保するにはフェライトが存在することが好ましいためである。)。   A preferable range of the hardness of the tempered martensite is more than 380 Hv and not more than 420 Hv. Moreover, the preferable range of the area ratio of tempered martensite is 85 to 95% (the upper limit of the preferable range is 95% because ferrite is preferably present in order to ensure elongation).

<円相当直径0.02μm以上0.1μm未満のセメンタイト粒子:焼戻しマルテンサイト1μm当たり20個以上、
円相当直径0.1μm以上のセメンタイト粒子:焼戻しマルテンサイト1μm当たり1.5個以下>
焼戻しの際にマルテンサイト中に析出したセメンタイト粒子のサイズと存在数を制御することで、伸びと伸びフランジ性をともに向上させることができる。つまり、マルテンサイト中に適度に微細なセメンタイトの粒子を多量に分散させて、転位の増殖源として働かせることで加工硬化指数を大きくし、伸びの向上に寄与させつつ、伸びフランジ変形時において破壊の起点となる粗大なセメンタイト粒子の数を減少させることで、伸びフランジ性を改善することができる。
<Cementite particles having an equivalent circle diameter of 0.02 μm or more and less than 0.1 μm: 20 or more per 1 μm 2 of tempered martensite,
Cementite particles with an equivalent circle diameter of 0.1 μm or more: 1.5 particles or less per 1 μm 2 of tempered martensite>
Both elongation and stretch flangeability can be improved by controlling the size and number of cementite particles precipitated in martensite during tempering. In other words, a large amount of moderately fine cementite particles are dispersed in martensite to increase the work hardening index by acting as a growth source of dislocations, contributing to improvement in elongation, and at the time of deformation of the stretch flange, Stretch flangeability can be improved by reducing the number of coarse cementite particles as starting points.

上記作用を有効に発揮させるには、円相当直径0.02μm以上0.1μm未満の適度に微細なセメンタイト粒子は、焼戻しマルテンサイト1μm当たり20個以上、好ましくは25個以上、さらに好ましくは30個以上とするが、円相当直径0.1μm以上の粗大なセメンタイト粒子は、焼戻しマルテンサイト1μm当たり1.5個以下、好ましくは1.3個以下、さらに好ましくは1.0個以下に制限する。 In order to effectively exhibit the above action, 20 or more, preferably 25 or more, more preferably 30, suitably fine cementite particles having an equivalent circle diameter of 0.02 μm or more and less than 0.1 μm per 1 μm 2 of tempered martensite. The number of coarse cementite particles having an equivalent circle diameter of 0.1 μm or more is limited to 1.5 or less, preferably 1.3 or less, more preferably 1.0 or less, per 1 μm 2 of tempered martensite. To do.

なお、上記適度に微細なセメンタイト粒子の円相当直径の下限を0.02μmとしたのは、これより微細なセメンタイト粒子は、マルテンサイトの結晶構造に十分な歪みを与えられず、転位の増殖源としてはほとんど寄与しないと考えられるためである。   The reason why the lower limit of the equivalent circle diameter of the moderately fine cementite particles is set to 0.02 μm is that the finer cementite particles do not give sufficient strain to the martensite crystal structure, and the growth source of dislocations. It is because it is thought that it hardly contributes.

以下、焼戻しマルテンサイトの硬さおよびその面積率、ならびに、セメンタイト粒子のサイズおよびその存在数の測定方法について説明するが、上記先行発明鋼板を開示した上記特許文献3で説明した測定方法と同じである。   Hereinafter, a method for measuring the hardness of tempered martensite and its area ratio, and the size and number of the cementite particles will be described. However, the method is the same as the method described in Patent Document 3 that discloses the above-described prior invention steel sheet. is there.

まず、マルテンサイトの面積率については、各供試鋼板を鏡面研磨し、3%ナイタール液で腐食して金属組織を顕出させた後、概略4μm×3μm領域5視野について倍率20000倍の走査型電子顕微鏡(SEM)像を観察し、画像解析によってセメンタイトを含まない領域をフェライトとし、残りの領域をマルテンサイトとして、各領域の面積比率よりマルテンサイトの面積率を算出した。   First, regarding the area ratio of martensite, each test steel sheet was mirror-polished, corroded with a 3% nital solution to reveal the metal structure, and then a scanning type with a magnification of 20000 times for approximately 4 μm × 3 μm region 5 fields of view. An electron microscope (SEM) image was observed, and the area ratio of martensite was calculated from the area ratio of each area, with the area not containing cementite being ferrite and the remaining area being martensite by image analysis.

次に、マルテンサイトの硬さについては、JIS Z 2244の試験方法に従って各供試鋼板表面のビッカース硬さ(98.07N)Hvを測定し、下記式(1)を用いてマルテンサイトの硬さHvMに換算を行った。   Next, regarding the hardness of martensite, the Vickers hardness (98.07N) Hv of the surface of each test steel sheet is measured according to the test method of JIS Z 2244, and the hardness of martensite is expressed using the following formula (1). Conversion to HvM was performed.

HvM=(100×Hv−VF×HvF)/VM ・・・式(1)
ただし、HvF=102+209[%P]+27[%Si]+10[%Mn]+4[%Mo]−10[%Cr]+12[%Cu](藤田利夫ら訳:「鉄鋼材料の設計と理論」(丸善株式会社)、昭和56年9月30日発行、p.10の図2.1から、低Cフェライト鋼の降伏応力の変化に及ぼす各合金元素量の影響の度合い(直線の傾き)を読み取って定式化を行った。なお、Al、Nなどその他の元素はフェライトの硬さに影響しないとした。)
ここに、HvF:フェライトの硬さ、VF:フェライトの面積率(%)、VM:マルテンサイトの面積率(%)、[%X]:成分元素Xの含有量(質量%)である。
HvM = (100 × Hv−VF × HvF) / VM (1)
However, HvF = 102 + 209 [% P] +27 [% Si] +10 [% Mn] +4 [% Mo] −10 [% Cr] +12 [% Cu] (Toshio Fujita et al .: “Design and Theory of Steel Materials” ( Maruzen Co., Ltd., published on September 30, 1981, p.10, Fig. 2.1, reads the degree of influence of each alloy element amount on the change in yield stress of low C ferritic steel (straight line) (Note that other elements such as Al and N do not affect the hardness of the ferrite.)
Here, HvF: hardness of ferrite, VF: area ratio (%) of ferrite, VM: area ratio (%) of martensite, [% X]: content (mass%) of component element X.

セメンタイト粒子のサイズおよびその存在数については、各供試鋼板を鏡面研磨し、3%ナイタールで腐食して金属組織を顕出させた後、マルテンサイト内部の領域を解析できるよう、100μm領域の視野について倍率10000倍の走査型電子顕微鏡(SEM)像を観察し、画像のコントラストから白い部分をセメンタイト粒子と判別してマーキングし、画像解析ソフトにて、前記マーキングした各セメンタイト粒子の面積から円相当直径を算出するとともに、単位面積あたりに存在する所定のサイズのセメンタイト粒子の個数を求めた。 Regarding the size and the number of the cementite particles, each sample steel plate was mirror-polished and corroded with 3% nital to reveal the metal structure, and then the region inside the martensite was analyzed in a 100 μm 2 region. A scanning electron microscope (SEM) image with a magnification of 10,000 times is observed for the field of view, and a white portion is marked as a cementite particle from the contrast of the image and marked, and the area of each marked cementite particle is circled by image analysis software. The equivalent diameter was calculated, and the number of cementite particles of a predetermined size existing per unit area was determined.

次に、本発明鋼板を構成する成分組成について説明する。以下、化学成分の単位はすべて質量%である。   Next, the component composition which comprises this invention steel plate is demonstrated. Hereinafter, all the units of chemical components are mass%.

〔本発明鋼板の成分組成〕
C:0.03〜0.30%
Cは、マルテンサイトの面積率およびマルテンサイト中に析出するセメンタイト量に影響し、強度および伸びフランジ性に影響する重要な元素である。0.03%未満では強度が確保できず、一方、0.30%超ではマルテンサイトの硬さが高くなりすぎて伸びフランジ性が確保できない。C含有量の範囲は、好ましくは0.05〜0.25%、さらに好ましくは0.07〜0.20%である。
[Component composition of the steel sheet of the present invention]
C: 0.03-0.30%
C is an important element that affects the area ratio of martensite and the amount of cementite precipitated in the martensite and affects the strength and stretch flangeability. If it is less than 0.03%, the strength cannot be ensured. On the other hand, if it exceeds 0.30%, the martensite hardness becomes too high, and stretch flangeability cannot be ensured. The range of C content is preferably 0.05 to 0.25%, more preferably 0.07 to 0.20%.

Si:0.1〜3.0%
Siは、焼戻し時におけるセメンタイト粒子の粗大化を抑制する効果を有し、粗大なセメンタイト粒子の生成を防止しつつ、適度に微細なセメンタイト粒子の数を増大させることで、伸びと伸びフランジ性の両立に寄与する有用な元素である。0.10%未満では焼戻し時における適度に微細なセメンタイト粒子の増加割合に対し、粗大なセメンタイト粒子の増加割合が過大となるため、伸びと伸びフランジ性を両立できず、一方、3.0%超では加熱時におけるオーステナイトの形成を阻害するため、マルテンサイトの面積率を確保できず、伸びフランジ性を確保できない。Si含有量の範囲は、好ましくは0.30〜2.5%、さらに好ましくは0.50〜2.0%である。
Si: 0.1-3.0%
Si has the effect of suppressing the coarsening of cementite particles during tempering, and prevents the formation of coarse cementite particles while increasing the number of moderately fine cementite particles. It is a useful element that contributes to compatibility. If it is less than 0.10%, the increase rate of coarse cementite particles is excessive with respect to the increase rate of moderately fine cementite particles at the time of tempering. If it is too high, the formation of austenite at the time of heating is inhibited, so the area ratio of martensite cannot be ensured and stretch flangeability cannot be ensured. The range of Si content becomes like this. Preferably it is 0.30-2.5%, More preferably, it is 0.50-2.0%.

Mn:0.1〜5.0%
Mnは、上記Siと同様、焼戻し時におけるセメンタイトの粗大化を抑制する効果を有し、粗大なセメンタイト粒子の生成を防止しつつ、適度に微細なセメンタイト粒子の数を増大させることで、伸びと伸びフランジ性の両立に寄与するとともに、焼入れ性を確保するのに有用な元素である。0.1%未満では焼戻し時における適度に微細なセメンタイト粒子の増加割合に対し、粗大なセメンタイト粒子の増加割合が過大となるため、伸びと伸びフランジ性を両立できず、一方、5.0%超とすると焼入れ時(焼鈍加熱後の冷却時)にオーステナイトが残存し、伸びフランジ性を低下させる。Mn含有量の範囲は、好ましくは0.30〜2.5%、さらに好ましくは0.50〜2.0%である。
Mn: 0.1 to 5.0%
Mn, like Si, has the effect of suppressing the cementite coarsening during tempering, and prevents the formation of coarse cementite particles, while increasing the number of moderately fine cementite particles, It is an element that contributes to both stretch flangeability and is useful for ensuring hardenability. If it is less than 0.1%, the increase rate of coarse cementite particles is excessive with respect to the increase rate of moderately fine cementite particles at the time of tempering. When it is too high, austenite remains at the time of quenching (at the time of cooling after annealing), and the stretch flangeability is deteriorated. The range of Mn content is preferably 0.30 to 2.5%, more preferably 0.50 to 2.0%.

P:0.1%以下
Pは不純物元素として不可避的に存在し、固溶強化により強度の上昇に寄与するが、 旧オーステナイト粒界に偏析し、粒界を脆化させることで伸びフランジ性を劣化させるので、0.1%以下とする。好ましくは0.05%以下、さらに好ましくは0.03%以下である。
P: 0.1% or less P is inevitably present as an impurity element and contributes to an increase in strength by solid solution strengthening, but segregates at the prior austenite grain boundaries and embrittles the grain boundaries to increase stretch flangeability. Since it deteriorates, it is made 0.1% or less. Preferably it is 0.05% or less, More preferably, it is 0.03% or less.

S:0.1%以下
Sも不純物元素として不可避的に存在し、MnS介在物を形成し、穴拡げ時に亀裂の起点となることで伸びフランジ性を低下させるので、0.1%以下とする。より好ましくは0.01%以下である。
S: 0.1% or less S is also unavoidably present as an impurity element, forms MnS inclusions, and becomes a starting point of a crack when expanding a hole, thereby reducing stretch flangeability. . More preferably, it is 0.01% or less.

N:0.01%以下
Nも不純物元素として不可避的に存在し、歪時効により伸びと伸びフランジ性を低下させるので、低い方が好ましく、0.01%以下とする。
N: 0.01% or less N is also unavoidably present as an impurity element and lowers the elongation and stretch flangeability by strain aging, so the lower one is preferable, and the content is made 0.01% or less.

Al:0.01〜1.00%
AlはNと結合してAlNを形成し、歪時効の発生に寄与する固溶Nを低減させることで伸びフランジ性の劣化を防止するとともに、固溶強化により強度向上に寄与する。0.01%未満では鋼中に固溶Nが残存するため、歪時効が起こり、伸びと伸びフランジ性を確保できず、一方、1.00%超では加熱時におけるオーステナイトの形成を阻害するため、マルテンサイトの面積率を確保できず、伸びフランジ性を確保できなくなる。
Al: 0.01 to 1.00%
Al combines with N to form AlN and reduces the solid solution N that contributes to the occurrence of strain aging, thereby preventing the stretch flangeability from deteriorating and contributing to the strength improvement by solid solution strengthening. If it is less than 0.01%, solute N remains in the steel, so strain aging occurs and elongation and stretch flangeability cannot be secured. On the other hand, if it exceeds 1.00%, austenite formation during heating is inhibited. The area ratio of martensite cannot be secured, and stretch flangeability cannot be secured.

本発明の鋼は上記成分を基本的に含有し、残部が実質的に鉄及び不純物であるが、その他、本発明の作用を損なわない範囲で、以下の許容成分を添加することができる。   The steel of the present invention basically contains the above components, and the balance is substantially iron and impurities. In addition, the following allowable components can be added as long as the effects of the present invention are not impaired.

Cr:0.01〜1.0%、および/または、Mo:0.01〜1.0%
これらの元素は、セメンタイトの代わりに微細な炭化物として析出することで、伸びフランジ性の劣化を抑えつつ、析出強化量を高めるのに有用な元素である。各元素とも0.01%未満の添加では上記のような作用を有効に発揮しえず、一方、各元素とも1.0%を超える添加では析出強化が過剰となり、マルテンサイトの硬さが高くなりすぎ伸びフランジ性が低下してしまう。
Cr: 0.01-1.0% and / or Mo: 0.01-1.0%
These elements are useful elements for increasing the precipitation strengthening amount while suppressing deterioration of stretch flangeability by precipitating as fine carbides instead of cementite. Addition of less than 0.01% of each element cannot effectively exert the above-described effect, while addition of more than 1.0% of each element results in excessive precipitation strengthening and high martensite hardness. It will become too long and flangeability will fall.

Cu:0.05〜1.0%、および/または、Ni:0.05〜1.0%
これらの元素は、セメンタイトの成長を抑制することで、適度に微細なセメンタイトが得られやすくなり、伸びと伸びフランジ性のバランスを改善するのに有用な元素である。各元素とも0.05%未満の添加では上記のような作用を有効に発揮しえず、一方、各元素とも1.0%を超える添加では焼入れ時にオーステナイトが残存し、伸びフランジ性を低下させる。
Cu: 0.05 to 1.0% and / or Ni: 0.05 to 1.0%
These elements are elements useful for improving the balance between elongation and stretch flangeability because it becomes easy to obtain moderately fine cementite by suppressing the growth of cementite. When less than 0.05% of each element is added, the above-described effects cannot be exhibited effectively. On the other hand, when more than 1.0% of each element is added, austenite remains at the time of quenching, and stretch flangeability is deteriorated. .

Ca:0.0005〜0.01%、および/または、Mg:0.0005〜0.01%
これらの元素は、介在物を微細化し、破壊の起点を減少させることで、伸びフランジ性を向上させるのに有用な元素である。各元素とも0.0005%未満の添加では上記のような作用を有効に発揮しえず、一方、各元素とも0.01%を超える添加では逆に介在物が粗大化し、伸びフランジ性が低下する。
Ca: 0.0005 to 0.01% and / or Mg: 0.0005 to 0.01%
These elements are useful elements for improving stretch flangeability by miniaturizing inclusions and reducing the starting point of fracture. If less than 0.0005% of each element is added, the above effect cannot be exhibited effectively. On the other hand, if more than 0.01% of each element is added, inclusions are coarsened and stretch flangeability is lowered. To do.

次に、本発明鋼板を得るための好ましい製造方法を以下に説明する。   Next, the preferable manufacturing method for obtaining this invention steel plate is demonstrated below.

〔本発明鋼板の好ましい製造方法〕
上記のような冷延鋼板を製造するには、まず、上記成分組成を有する鋼を溶製し、造塊または連続鋳造によりスラブとしてから熱間圧延を行なう。熱間圧延条件としては、仕上げ圧延の終了温度をAr点以上に設定し、適宜冷却を行った後、450〜700℃の範囲で巻き取る。熱間圧延終了後は酸洗してから冷間圧延を行うが、冷間圧延率は30%程度以上とするのがよい。
[Preferred production method of the steel sheet of the present invention]
In order to manufacture the cold-rolled steel sheet as described above, first, steel having the above composition is melted and hot rolled after being formed into a slab by ingot forming or continuous casting. As hot rolling conditions, the finishing temperature of finish rolling is set to Ar 3 point or higher, and after appropriate cooling, winding is performed in a range of 450 to 700 ° C. After hot rolling is completed, pickling is performed and then cold rolling is performed. The cold rolling rate is preferably about 30% or more.

そして、上記冷間圧延後、引き続き、焼鈍、さらには焼戻しを行う。   Then, after the cold rolling, annealing and further tempering are performed.

[焼鈍条件]
焼鈍条件としては、焼鈍加熱温度:[(Ac1+Ac3)/2]〜1000℃に加熱し、焼鈍保持時間:3600s以下保持した後、焼鈍加熱温度から直接Ms点以下の温度まで 50℃/s以上の冷却速度で急冷するのがよい。
[Annealing conditions]
As annealing conditions, annealing heating temperature: [(Ac1 + Ac3) / 2] to 1000 ° C., annealing holding time: 3600 s or less, and then from annealing heating temperature to directly below Ms point 50 ° C./s or more It is better to quench at a cooling rate.

<焼鈍加熱温度:[(Ac1+Ac3)/2]〜1000℃、焼鈍保持時間:3600s以下>
焼鈍加熱時に十分にオーステナイトに変態させ、その後の冷却時にオーステナイトから変態生成するマルテンサイトの面積率を70%以上確保するためである。
焼鈍加熱温度が[(Ac1+Ac3)/2]℃未満では、焼鈍加熱時においてオーステナイトへの変態量が不足するため、その後の冷却時にオーステナイトから変態生成するマルテンサイトの量が減少して面積率70%以上を確保できなくなり、一方、1000℃を超えると、オーステナイト組織が粗大化して鋼板の曲げ性や靭性が劣化するとともに、焼鈍設備の劣化をもたらすため好ましくない。
<Annealing heating temperature: [(Ac1 + Ac3) / 2] to 1000 ° C., annealing holding time: 3600 s or less>
This is because the area ratio of martensite that is sufficiently transformed into austenite during annealing and is transformed from austenite during subsequent cooling is ensured to be 70% or more.
If the annealing heating temperature is less than [(Ac1 + Ac3) / 2] ° C., the amount of transformation to austenite is insufficient during annealing heating, so the amount of martensite that is transformed from austenite during subsequent cooling decreases, and the area ratio is 70%. On the other hand, when the temperature exceeds 1000 ° C., the austenite structure becomes coarse and the bendability and toughness of the steel sheet deteriorate, and the annealing equipment deteriorates.

また、焼鈍保持時間が3600sを超えると、生産性が極端に悪化するので好ましくない。   Further, if the annealing holding time exceeds 3600 s, productivity is extremely deteriorated, which is not preferable.

<Ms点以下の温度まで50℃/s以上の冷却速度で急冷>
冷却中にオーステナイトからフェライトやベイナイト組織が形成されることを抑制し、マルテンサイト組織を得るためである。
<Rapid cooling at a cooling rate of 50 ° C./s or higher to a temperature below Ms>
This is because a martensite structure is obtained by suppressing the formation of a ferrite or bainite structure from austenite during cooling.

Ms点より高い温度で急冷を終了させたり、冷却速度が50℃/s未満になると、ベイナイトが形成されるようになり、鋼板の強度が確保できなくなる。   When the rapid cooling is finished at a temperature higher than the Ms point or when the cooling rate is less than 50 ° C./s, bainite is formed, and the strength of the steel sheet cannot be secured.

[焼戻し条件]
焼戻し条件としては、上記焼鈍冷却後の温度から焼戻し加熱温度:500〜600℃まで10℃/s以上の平均加熱速度で加熱し、焼戻し保持時間:30s以内保持した後、10℃/s以上の平均冷却速度で冷却すればよい。
[Tempering conditions]
As tempering conditions, from the temperature after the annealing cooling to the tempering heating temperature: 500 to 600 ° C., heated at an average heating rate of 10 ° C./s or more, tempering holding time: kept within 30 s, then 10 ° C./s or more. What is necessary is just to cool at an average cooling rate.

高温で短時間の焼戻しをすることにより、マルテンサイト中の転位密度の低減によるマルテンサイト硬さの低下と、マルテンサイト中のセメンタイト粒子の粗大化の両方を防止するためである。高温で短時間の焼戻しを実現するために、昇温と降温は一定以上の速度とする必要がある。   This is because, by tempering at a high temperature for a short time, both the reduction of the martensite hardness due to the reduction of the dislocation density in the martensite and the coarsening of the cementite particles in the martensite are prevented. In order to realize tempering for a short time at a high temperature, it is necessary to raise and lower the temperature at a certain rate.

焼戻し加熱温度が500℃未満では焼戻しが不足し、高強度ではあるが、伸びと伸びフランジ性が低下し、600℃超では焼戻しが過剰となり強度が確保できなくなるとともに、セメンタイト粒子が粗大化し、やはり伸びと伸びフランジ性が低下する。また、平均加熱速度、平均冷却速度が10℃/s未満では、セメンタイト粒子が粗大化する。ただし、20℃/sを超える速度は上記効果が飽和するので必要としない。   If the tempering heating temperature is less than 500 ° C, the tempering is insufficient and the strength is high, but the elongation and stretch flangeability are deteriorated. Elongation and stretch flangeability are reduced. In addition, when the average heating rate and the average cooling rate are less than 10 ° C./s, the cementite particles are coarsened. However, a speed exceeding 20 ° C./s is not necessary because the above effect is saturated.

下記表1に示す成分の鋼を溶製し、厚さ120mmのインゴットを作成した。
これを熱間圧延で厚さ25mmにした後、再度、熱間圧延で厚さ3.2mmとした。これを酸洗した後、厚さ1.6mmに冷間圧延して供試材とし、表2に示す条件にて熱処理を施した。
Steels having the components shown in Table 1 below were melted to produce 120 mm thick ingots.
This was hot rolled to a thickness of 25 mm, and then hot rolled again to a thickness of 3.2 mm. After pickling this, it cold-rolled to 1.6 mm in thickness to make a test material, and heat-treated on the conditions shown in Table 2.

熱処理後の各鋼板について、上記[発明を実施するための形態]の項で説明した測定方法により、マルテンサイトの面積率およびその硬さ、ならびに、セメンタイト粒子のサイズおよびその存在数を測定した。   About each steel plate after heat processing, the area ratio of martensite and its hardness, and the size and the number of the cementite particles were measured by the measurement method described in the above-mentioned section [Mode for Carrying Out the Invention].

また、上記各鋼板について、引張強度TS、伸びEl、および伸びフランジ性λを測定した。なお、引張強度TSと伸びElは、圧延方向と直角方向に長軸をとってJIS Z 2201に記載の5号試験片を作成し、JIS Z 2241に従って測定を行った。また、伸びフランジ性λは、鉄連規格JFST1001に則り、穴拡げ試験を実施して穴拡げ率の測定を行い、これを伸びフランジ性とした。   Moreover, about each said steel plate, tensile strength TS, elongation El, and stretch flangeability (lambda) were measured. The tensile strength TS and elongation El were measured in accordance with JIS Z 2241 by preparing a No. 5 test piece described in JIS Z 2201 with the long axis perpendicular to the rolling direction. Moreover, stretch flangeability (lambda) performed the hole expansion test according to the iron continuous standard JFST1001, and measured the hole expansion rate, and made this the stretch flangeability.

測定結果を表3に示す。   Table 3 shows the measurement results.

同表に示すように、発明例である鋼No.1、5、10〜20は、いずれも、引張強度TSが1180MPa以上で、かつEl×λが1000%・%以上を満足し、上記[背景技術]の項で述べた要望レベルを満足する、上記先行発明鋼板よりもさらに高い強度クラスにおいても、伸びと伸びフランジ性のバランスに優れた高強度冷延鋼板が得られた。   As shown in the table, Steel No. 1, 5, and 10 to 20 all have a tensile strength TS of 1180 MPa or more, and El × λ satisfies 1000% ·% or more, and satisfies the desired level described in the above [Background Art] section. Even in a higher strength class than the above-described prior invention steel sheet, a high-strength cold-rolled steel sheet having an excellent balance between elongation and stretch flangeability was obtained.

これに対して、比較例である鋼No.2〜4、6〜9、21〜23は、いずれかの特性が劣っている。   On the other hand, steel No. which is a comparative example. 2-4, 6-9, 21-23 are inferior in any one characteristic.

これらの比較例のうち、鋼No.2〜4、6〜9は、焼鈍条件または焼戻し条件が推奨範囲を外れていることにより、本発明の組織を規定する要件のうち少なくとも一つを満たさず、引張強度〔TS〕、および、伸びと伸びフランジ性のバランス〔El×λ〕の少なくともいずれかが劣っている。   Among these comparative examples, Steel No. 2 to 4 and 6 to 9 do not satisfy at least one of the requirements for defining the structure of the present invention because the annealing condition or the tempering condition is out of the recommended range, the tensile strength [TS], and the elongation. And / or the balance of stretch flangeability [E1 × λ] is inferior.

すなわち、鋼No.2は、焼鈍加熱温度が低すぎるため、マルテンサイト面積率が不足し(すなわち、フェライト面積率が過剰となり)、引張強度が不足している。   That is, Steel No. In No. 2, since the annealing heating temperature is too low, the martensite area ratio is insufficient (that is, the ferrite area ratio becomes excessive), and the tensile strength is insufficient.

また、鋼No.3は、焼鈍冷却速度が低すぎるため、ベイナイトが混在した組織となり、伸びと伸びフランジ性のバランスが劣っている。   Steel No. No. 3 has a structure in which bainite is mixed because the annealing cooling rate is too low, and the balance between elongation and stretch flangeability is inferior.

また、鋼No.4は、焼戻し加熱速度が低すぎるため、セメンタイト粒子が粗大化して伸びフランジ性が低下し、伸びと伸びフランジ性のバランスが劣っている。   Steel No. In No. 4, since the tempering heating rate is too low, the cementite particles are coarsened, the stretch flangeability is lowered, and the balance between elongation and stretch flangeability is inferior.

また、鋼No.6は、焼戻し保持時間が長すぎるため、マルテンサイト硬さが低下しすぎて引張強度が不足するとともに、セメンタイト粒子が粗大化して伸びフランジ性が低下し、伸びと伸びフランジ性のバランスも劣っている。   Steel No. No. 6, because the tempering holding time is too long, the martensite hardness is too low and the tensile strength is insufficient, the cementite particles are coarsened and the stretch flangeability is lowered, and the balance between stretch and stretch flangeability is also poor. Yes.

また、鋼No.7は、焼戻し冷却速度が低すぎるため、セメンタイト粒子が粗大化して伸びフランジ性が低下し、伸びと伸びフランジ性のバランスが劣っている。   Steel No. In No. 7, since the tempering cooling rate is too low, the cementite particles are coarsened, the stretch flangeability is lowered, and the balance between elongation and stretch flangeability is inferior.

また、鋼No.8は、焼戻し加熱温度が低すぎるため、マルテンサイト硬さを十分に低下させることができず、伸びフランジ性が低下し、伸びと伸びフランジ性のバランスが劣っている。   Steel No. In No. 8, since the tempering heating temperature is too low, the martensite hardness cannot be sufficiently lowered, the stretch flangeability is lowered, and the balance between stretch and stretch flangeability is inferior.

また、鋼No.21〜23は、鋼の成分組成が本発明の規定範囲を外れていることにより、本発明の組織を規定する要件のうち少なくとも一つを満たさず、引張強度〔TS〕、および、伸びと伸びフランジ性のバランス〔El×λ〕の少なくともいずれかが劣っている。   Steel No. Nos. 21 to 23 do not satisfy at least one of the requirements for defining the structure of the present invention because the component composition of the steel is out of the specified range of the present invention, and the tensile strength [TS] and the elongation and elongation. At least one of the balance of flangeability [E1 × λ] is inferior.

すなわち、鋼No.21は、本発明の組織を規定する要件をすべて満たすものの、C含有量が低すぎることにより、引張強度が劣っている。   That is, Steel No. No. 21 satisfies all the requirements for defining the structure of the present invention, but the tensile strength is inferior because the C content is too low.

また、鋼No.22は、Si含有量が低すぎることにより、セメンタイト粒子が粗大化して伸びフランジ性が低下し、伸びと伸びフランジ性のバランスが劣っている。   Steel No. In No. 22, when the Si content is too low, the cementite particles are coarsened, the stretch flangeability is lowered, and the balance between elongation and stretch flangeability is inferior.

また、鋼No.23は、C含有量が高すぎることにより、マルテンサイト硬さを十分に低下させることができず、伸びが低下し、伸びと伸びフランジ性のバランスが劣っている。
Steel No. No. 23 cannot sufficiently reduce the martensite hardness because the C content is too high, the elongation is lowered, and the balance between elongation and stretch flangeability is inferior.

Claims (4)

質量%で(以下、化学成分について同じ。)、
C:0.03〜0.30%、
Si:0.1〜3.0%、
Mn:0.1〜5.0%、
P:0.1%以下、
S:0.1%以下、
N:0.01%以下、
Al:0.01〜1.00%
を含み、残部が鉄および不可避的不純物からなる成分組成を有し、
硬さ380超450Hv以下の焼戻しマルテンサイトが面積率で70%以上(100%を含む)を含み、残部がフェライトからなる組織を有し、
前記焼戻しマルテンサイト中におけるセメンタイト粒子の分布状態が、
円相当直径0.02μm以上0.1μm未満のセメンタイト粒子は、前記焼戻しマルテンサイト1μm当たり20個以上で、
円相当直径0.1μm以上のセメンタイト粒子は、前記焼戻しマルテンサイト1μm当たり1.5個以下である
ことを特徴とする伸びと伸びフランジ性のバランスに優れた高強度冷延鋼板。
% By mass (hereinafter the same for chemical components)
C: 0.03 to 0.30%,
Si: 0.1 to 3.0%,
Mn: 0.1 to 5.0%,
P: 0.1% or less,
S: 0.1% or less,
N: 0.01% or less,
Al: 0.01 to 1.00%
And the remainder has a component composition consisting of iron and inevitable impurities,
A tempered martensite having a hardness of more than 380 and not more than 450 Hv includes an area ratio of 70% or more (including 100%), and the balance has a structure made of ferrite,
The distribution state of cementite particles in the tempered martensite is
The cementite particles having an equivalent circle diameter of 0.02 μm or more and less than 0.1 μm are 20 or more per 1 μm 2 of the tempered martensite,
A cementite particle having an equivalent circle diameter of 0.1 μm or more is 1.5 or less per 1 μm 2 of the tempered martensite. A high-strength cold-rolled steel sheet having an excellent balance between elongation and stretch flangeability.
成分組成が、更に、
Cr:0.01〜1.0%、および/または
Mo:0.01〜1.0%
を含むものである請求項1に記載の伸びと伸びフランジ性のバランスに優れた高強度冷延鋼板。
Ingredient composition further
Cr: 0.01-1.0% and / or Mo: 0.01-1.0%
The high-strength cold-rolled steel sheet having an excellent balance between elongation and stretch flangeability according to claim 1.
成分組成が、更に、
Cu:0.05〜1.0%、および/または
Ni:0.05〜1.0%
を含むものである請求項1または2に記載の伸びと伸びフランジ性のバランスに優れた高強度冷延鋼板。
Ingredient composition further
Cu: 0.05-1.0% and / or Ni: 0.05-1.0%
The high-strength cold-rolled steel sheet having an excellent balance between elongation and stretch flangeability according to claim 1 or 2.
更に、
Ca:0.0005〜0.01%、および/または
Mg:0.0005〜0.01%
を含むものである請求項1〜3のいずれか1項に記載の伸びと伸びフランジ性のバランスに優れた高強度冷延鋼板。
Furthermore,
Ca: 0.0005 to 0.01% and / or Mg: 0.0005 to 0.01%
The high-strength cold-rolled steel sheet excellent in the balance of elongation and stretch flangeability according to any one of claims 1 to 3.
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