JP5747398B2 - High strength steel - Google Patents

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Description


本発明は、主に船舶、橋梁、建築、建設機械などの鋼構造物に使用される、C、Si、Mn、P、S、Al及びNを含有し、残部がFeおよび不可避不純物からなる引張強度(TS)が500MPa以上で、Nの含有量が0.0040〜0.0300質量%である高強度鋼に関する。

The present invention is mainly used for steel structures such as ships, bridges, buildings and construction machines, and contains C, Si, Mn, P, S, Al and N, and the balance is made of Fe and inevitable impurities. The present invention relates to a high-strength steel having a strength (TS) of 500 MPa or more and an N content of 0.0040 to 0.0300 mass %.

この種の高強度鋼は、特許文献1から4に示されるように、その窒素含有量を0.0022質量%以下に低減することが必要とされていたので、リサイクル鉄などの高含有窒素素材を用いる場合は、脱窒素処理が必要とされ、そのような処理を行っても窒素含有量を十分に低減できない場合、特に処理コストがかかりすぎる場合は、使用しないか、もしくは、Cr、Mo若しくは希土類元素等の希少元素を用いて高含有窒素による問題を解消するようにしていたが、スクラップ鉄の再利用による資源効率の向上を希少元素の使用により滅失するという矛盾が生じていた。   As shown in Patent Documents 1 to 4, this type of high-strength steel has been required to reduce its nitrogen content to 0.0022% by mass or less. Therefore, a high-content nitrogen material such as recycled iron is required. Is used, denitrification treatment is required, and even if such treatment is performed, if the nitrogen content cannot be sufficiently reduced, especially if the treatment cost is too high, it is not used, or Cr, Mo or The problem of high nitrogen content was solved by using rare elements such as rare earth elements, but there was a contradiction that the improvement of resource efficiency due to reuse of scrap iron was lost by the use of rare elements.

また、特許文献5に示されるように、Tiを含有させることで、この問題を解決しようとする試みがなされているが、以下の理由で、結果的には、実用性を欠くものでしかなかった。
Ti添加の目的はHAZの衝撃特性を上げるためにTiと材料中のNとでTiNの析出物をつくり、材料中の固溶状態のNを極力下げることであった。しかし、その効果は反対に、Tiを含有させることにより、Ti(N,C)析出物が粗大化して、Ti析出粒子によるフェライト結晶粒微細化に効果がなくなってしまいTiのコストが追加されたことによる材料コストがアップするのみの弊害となってしまった。
Further, as shown in Patent Document 5, attempts have been made to solve this problem by containing Ti, but as a result, it is only lacking in practicality for the following reasons. It was.
The purpose of adding Ti was to form TiN precipitates with Ti and N in the material in order to improve the impact properties of the HAZ, and to reduce N in the solid solution state as much as possible. However, on the contrary, by including Ti, Ti (N, C) precipitates are coarsened, and the effect of refinement of ferrite crystal grains due to Ti precipitated particles is lost, and the cost of Ti is added. As a result, the material cost is only increased.


特許文献6には、上記窒素含有量を超える高含有窒素の高強度鋼が例示されているが、上記のような用途にも用いることができる特性を有するものは示されていない。
本特許文献の目的は主に船舶、橋梁、建築、建設機械などの鋼構造物に使用される、C、Si、Mn、P、S、Al及びNを含有し、残部がFeおよび不可避不純物からなる引張強度(TS)が500MPa以上で、Nの含有量が0.0040〜0.0300質量%ある高価な添加元素を加えないで高強度鋼を提供するものである。これに対し、特許文献6の目的は冷間鍛造および曲げ疲労強度に優れた軟窒化鋼に関するものであり、本特許とは全く異なるものである。

Patent Document 6 exemplifies high-strength steel with high nitrogen content exceeding the nitrogen content, but does not show any properties that can be used for the above-mentioned applications.
The purpose of this patent document is mainly used for steel structures such as ships, bridges, buildings, construction machines, etc., containing C, Si, Mn, P, S, Al and N, the remainder from Fe and inevitable impurities The high strength steel is provided without adding an expensive additive element having a tensile strength (TS) of 500 MPa or more and an N content of 0.0040 to 0.0300 mass %. On the other hand, the purpose of Patent Document 6 relates to a soft nitrided steel excellent in cold forging and bending fatigue strength, and is completely different from this patent.

本発明は、このような実情に鑑み、希少元素を用いることなく上記のような用途に用いることができる高窒素の含有の高強度鋼を提供することを目的とする。   In view of such circumstances, an object of the present invention is to provide a high-strength steel containing high nitrogen that can be used in the above-described applications without using a rare element.


発明1は、化学成分組成が、質量%で、
C:0.10〜0.20%、
Si:0.10〜0.50%、
Mn:0.60〜1.60%、
P:0.025%以下、
S:0.015%以下、
Al:0.010〜0.060%
N:0.0040〜0.0300%
で、残部がFeおよび不可避不純物からなる高強度鋼であって、
引張強度(TS)が500MPa以上で、V−ノッチシャルピー衝撃試験におけるセパレーション指数(SI値)が0.10以下であることを特徴とする。
発明2は、発明1の高強度鋼において、その延性−脆性遷移温度が−50℃以下であることを特徴とする。

Invention 1 has a chemical component composition of mass%,
C: 0.10 to 0.20%,
Si: 0.10 to 0.50%,
Mn: 0.60 to 1.60%,
P: 0.025% or less,
S: 0.015% or less,
Al: 0.010 to 0.060%
N: 0.0040 to 0.0300%
And the balance is high strength steel consisting of Fe and inevitable impurities,
The tensile strength (TS) is 500 MPa or more, and the separation index (SI value) in the V-notch Charpy impact test is 0.10 or less.
Invention 2 is characterized in that in the high-strength steel of Invention 1, the ductile-brittle transition temperature is −50 ° C. or lower.

本発明は、その用途における必要な特性を有するのみならず、希少元素を不要とし、かつ、リサイクル鉄の使用においても脱窒素処理が不要なほどに、窒素の含有量を大幅に向上し得た高強度鋼を実現したものである。
また、その製造に際しても、特殊な設備や介在物を必要とせず、従来ある設備、手法を組み合わせることで実現し得た点にも実用上の利点を有するものである。
近年の鋼材の再利用率の増加の一環として、リサイクル鉄を主原料とした電気炉溶製鋼が注目されているが、電気炉溶解過程においては窒素ガスを吸収し、高窒素含有溶鋼となるが、転炉で溶製された溶鋼では有りえない程度の高含有窒素溶鋼に対して、脱窒を目的とする脱ガス精錬処理を施す必要がなく、しかも高含有窒素量による鋼材特性の劣化阻止のための高価な希少合金元素を添加する必要もなく、従って目的とする鋼の素材を低コストで製造することができる。
また圧延鋼板では、低温大歪加工を回避することにより圧延設備への大規模な投資が不要となる圧延方法により、特に溶接構造を主体とする船舶で使用される場合に必要とされる重要な鋼材特性の内、特にシャルピー衝撃特性の異方性の原因となる鋼板の圧延面に平行なセパレーションが発生しにくい高強度鋼板を得ることができた。
The present invention not only has the necessary characteristics for the application, but also can significantly improve the nitrogen content to the extent that rare elements are unnecessary and denitrification treatment is unnecessary even in the use of recycled iron. Realized high strength steel.
In addition, it does not require special equipment or inclusions in its production, and has a practical advantage in that it can be realized by combining conventional equipment and methods.
As part of an increase in the recycling rate of steel materials in recent years, electric furnace melting steel using recycled iron as a main raw material has attracted attention. However, in the electric furnace melting process, it absorbs nitrogen gas and becomes molten steel containing high nitrogen. In addition, it is not necessary to perform degassing refining treatment for denitrification on high-concentration nitrogen molten steel, which is not possible with molten steel melted in a converter, and prevents deterioration of steel properties due to high nitrogen content Therefore, it is not necessary to add an expensive rare alloy element for the purpose, so that the intended steel material can be produced at a low cost.
For rolled steel plates, it is important to use rolling methods that avoid the need for large-scale investment in rolling equipment by avoiding low-temperature, large-strain processing, especially when used in ships mainly composed of welded structures. Among steel material properties, in particular, a high-strength steel plate in which separation parallel to the rolled surface of the steel plate, which causes anisotropy of Charpy impact properties, is difficult to occur was obtained.

比較例4で得られた鋼板のシャルピー衝撃試験後の試験片破面上で観察された、圧延面に平行に発生した亀裂(セパレーション)の例示写真である。It is an illustration photograph of the crack (separation) which generate | occur | produced in parallel with the rolling surface observed on the test piece fracture surface after the Charpy impact test of the steel plate obtained in Comparative Example 4. 比較例4(焼戻し処理が施されていない)で得られた鋼板に認められた残留マルテンサイトを矢印で明示したSEM像組織の例である。It is an example of the SEM image structure which indicated the residual martensite recognized by the steel plate obtained by the comparative example 4 (the tempering process is not performed) with the arrow. 実施例2で得られた鋼板において、焼戻し処理により残留マルテンサイトが消去されたSEM像組織の例である。It is an example of the SEM image structure | tissue in which the residual martensite was erase | eliminated by the tempering process in the steel plate obtained in Example 2.

本発明に係る鋼板の製造方法の実施形態は、下記の通りである。
<電気炉での溶解・精錬工程からスラブの調製工程まで>
先ず、溶鋼の溶製方法として、電気炉を用い、主原料としてリサイクル鉄を用いて溶解・精錬を行ない、レードル下化学成分組成(質量%表記)が下記範囲内の溶鋼を溶製する。
C:0.10〜0.20%、
Si:0.10〜0.50%、
Mn:0.60〜1.60%、
P:0.025%以下、
S:0.015%以下、
Al:0.010〜0.060%
N:0.0040〜0.030%
であって、残部がFeおよび不可避不純物からなるように成分調整する。
The embodiment of the method for producing a steel sheet according to the present invention is as follows.
<From melting and refining process in electric furnace to slab preparation process>
First, as a melting method of molten steel, melting and refining are performed using an electric furnace and recycled iron as a main raw material, and molten steel having a chemical component composition under the ladle (notation in mass%) within the following range is melted.
C: 0.10 to 0.20%,
Si: 0.10 to 0.50%,
Mn: 0.60 to 1.60%,
P: 0.025% or less,
S: 0.015% or less,
Al: 0.010 to 0.060%
N: 0.0040 to 0.030%
Then, the components are adjusted so that the balance is Fe and inevitable impurities.

上記電気炉溶解過程において、雰囲気中の窒素の溶解により必然的に窒素含有量が大幅に増加する。
窒素含有量の増加量は溶解条件等の諸条件により異なるが、0.01〜0.02質量%程度である。
高強度厚鋼板においては、窒素含有量の増加により、衝撃特性が低下するが、本発明においては、精錬工程における脱窒素のための脱ガス精錬を施さず、しかもNb、V、Zr等の高価な希少合金元素を添加しないこととする。このように、脱窒精錬を行なわない理由は、本発明の鋼板の製造方法を実施すれば、平均フェライト粒径6μm以下の等軸微細粒組織が得られ、強度特性として、引張強さTSが500MPa超えである高張力厚鋼板が得られ、しかも残留マルテンサイトを消去できるので、シャルピー衝撃特性の異方性の指標であるセパレーション指数SI値が、0.10以下の厚鋼板が得られるからである。なお、上部棚エネルギーは120J/cm以上となり、衝撃吸収エネルギーの水準について問題はない。なお、上記において等軸とは、結晶粒のアスペクト比が3.0以下と定義する。
In the electric furnace melting process, the nitrogen content inevitably increases due to the melting of nitrogen in the atmosphere.
The amount of increase in nitrogen content varies depending on various conditions such as dissolution conditions, but is about 0.01 to 0.02% by mass.
In high-strength thick steel plates, impact characteristics are reduced due to an increase in the nitrogen content. However, in the present invention, degassing refining for denitrification is not performed in the refining process, and expensive Nb, V, Zr, etc. No rare alloy elements are added. As described above, the reason for not performing denitrification refining is that if the steel sheet manufacturing method of the present invention is carried out, an equiaxed fine grain structure having an average ferrite grain size of 6 μm or less can be obtained. Since a high-tensile thick steel plate exceeding 500 MPa can be obtained and the residual martensite can be eliminated, a thick steel plate having a separation index SI value, which is an index of anisotropy of Charpy impact properties, of 0.10 or less can be obtained. is there. The upper shelf energy is 120 J / cm 2 or more, and there is no problem with the level of shock absorption energy. In the above, the equiaxed is defined as an aspect ratio of crystal grains of 3.0 or less.

得られた溶鋼を鋼塊又は鋳片に鋳造した後、鋼板圧延向けに適した形状及び寸法のスラブに粗圧延をする。鋼塊又は鋳片からスラブへの粗圧延条件は特に規定しないが、最終製品である鋼板が所望の寸法・形状を確保できる範囲内であればよい。   After the obtained molten steel is cast into a steel ingot or slab, it is roughly rolled into a slab having a shape and size suitable for steel plate rolling. The conditions for rough rolling from the steel ingot or slab to the slab are not particularly specified, but may be within the range in which the steel plate as the final product can ensure the desired dimensions and shape.

<第1圧延工程>
この第1の目的は900〜1050℃の範囲内で圧延を行なうことにより、十分なγ相を得ることにより、粗大な鋳造組織を残存させない状態にすること、およびその後の冷却によるγ/α相変態におよりできるだけ微細なα粒を得ることにある。
上記スラブを加熱し、900〜1050℃の範囲内で次の第1段階の圧延を行なう。即ち、1パス当たりの圧下率が10〜50%の範囲内の1パス圧延を行なうか、又は1パス当たりの圧下率が10〜50%の範囲内であってパス間時間が30秒以内で累積圧下率が70%以下の複数パス圧延を行なう。
なお、1パス圧延又は複数パス圧延のいずれを行なっても良く、上記条件を満たす限り、パス数を限定しないが、最終製品の厚鋼板の形状・寸法を考慮して行なうべきである。この圧延を行なった後、3℃/秒以上の冷却速度でAr変態点以下の温度まで冷却して熱間圧延材料を調製する。
上記のスラブ加熱から圧延及び冷却までの工程を、「第1圧延工程」と呼ぶことにする。例えば表2の記載項目の第1圧延工程欄を参照のこと。
この第1圧延後は、鋼板は通常の平均粒径20μmレベルのTS400MPaレベルの物性を有する板厚40mmレベルの鋼板状態になっている。
<First rolling process>
The first object is to perform rolling in the range of 900 to 1050 ° C. to obtain a sufficient γ phase so that a coarse cast structure does not remain, and subsequent γ / α phase by cooling. The transformation is to obtain α particles as fine as possible.
The slab is heated and the next first stage rolling is performed within the range of 900 to 1050 ° C. That is, one-pass rolling is performed within a range where the reduction rate per pass is 10 to 50%, or the reduction rate per pass is within a range of 10 to 50% and the time between passes is within 30 seconds. Multiple pass rolling with a cumulative rolling reduction of 70% or less is performed.
Either one-pass rolling or multiple-pass rolling may be performed, and as long as the above conditions are satisfied, the number of passes is not limited, but should be performed in consideration of the shape and dimensions of the thick steel plate of the final product. After this rolling, a hot rolled material is prepared by cooling to a temperature below the Ar 1 transformation point at a cooling rate of 3 ° C./second or more.
The process from slab heating to rolling and cooling will be referred to as a “first rolling process”. For example, see the first rolling process column in the items described in Table 2.
After the first rolling, the steel sheet is in the state of a steel sheet having a sheet thickness of 40 mm and having physical properties of a TS400 MPa level with a normal average grain size of 20 μm.

(第1圧延工程の加熱、及び圧延条件について)
前記スラブを、900〜1050℃の範囲内で圧延する理由は、十分なγ相を得ることにより、粗大な鋳造組織を残存させないためである。圧延温度を1050℃以下とするのは、スラブの加熱過程においてγ相粒径が粒成長によって粗大化するのを防ぐためである。
(Regarding heating in the first rolling step and rolling conditions)
The reason for rolling the slab within a range of 900 to 1050 ° C. is that a coarse cast structure does not remain by obtaining a sufficient γ phase. The reason why the rolling temperature is set to 1050 ° C. or lower is to prevent the γ phase particle size from becoming coarse due to grain growth in the heating process of the slab.

第1圧延工程において、1パス当たりの圧下率を10〜50%の範囲内とする理由の内、10%以上とする理由は、α相核生成サイトを十分確保して、細粒化を促進するためである。一方、1パス当たりの圧下率を50%以下とする理由は、圧延設備に無理な負荷をかけないようにするためである。
第1圧延工程の圧延を複数パス圧延とする場合が生ずるのは、鋼塊又は鋳片の寸法・形状、最終の厚鋼板の寸法・形状、並びに粗圧延及び厚鋼板圧延設備仕様等を基準とした適切な操業条件の設定による。この場合には、パス間時間を30秒以内とする理由は、1回の圧下でγ相に蓄えられた歪が回復するのを防ぎ、α相核生成サイトを十分確保して、細粒化を促進するために適切だからである。そして、複数パス圧延における累積圧下率を70%以下とする理由は、第2段階の圧延における累積圧下率を後述するように60%以上確保することとしているので、そのために第1段階の圧延で行なう比較的低温圧延での圧下率はその上限を規定することにより圧延設備に無理な負荷をかけずに行なうことができ、望ましいので、このことにより当該累積圧下率の上限は70%とするのが適切だからである。
なお、本発明において厚鋼板の板厚は特に規定しないが、現状の鋼塊又は鋳片の寸法・形状及び加熱・圧延設備等の仕様、並びに第1圧延工程及び下記する第2圧延工程の圧延における各圧下率の規定を考慮して、5〜150mmが適切な範囲となる。
In the first rolling process, among the reasons why the rolling reduction per pass is in the range of 10 to 50%, the reason for setting it to 10% or more is to sufficiently secure the α-phase nucleation site and promote fine graining. It is to do. On the other hand, the reason why the rolling reduction per pass is 50% or less is to prevent an excessive load on the rolling equipment.
The case where the rolling of the first rolling process is a multi-pass rolling occurs based on the size / shape of the steel ingot or slab, the size / shape of the final steel plate, and the specifications of the rough rolling and steel plate rolling equipment specifications, etc. By setting appropriate operating conditions. In this case, the reason for setting the time between passes within 30 seconds is that the strain accumulated in the γ phase is prevented from recovering under a single pressure, and the α phase nucleation site is sufficiently secured to make the particles fine. Because it is appropriate to promote. And the reason why the cumulative reduction ratio in the multi-pass rolling is set to 70% or less is that the cumulative reduction ratio in the second stage rolling is secured 60% or more as will be described later. The rolling reduction in the relatively low temperature rolling to be performed can be performed without imposing an excessive load on the rolling equipment by defining the upper limit, and therefore, the upper limit of the cumulative rolling reduction is set to 70%. Is appropriate.
In the present invention, the thickness of the thick steel plate is not particularly specified, but the current steel ingot or slab dimensions and shape, specifications of the heating and rolling equipment, etc., and rolling in the first rolling step and the second rolling step described below. 5 to 150 mm is an appropriate range in consideration of the regulation of each rolling reduction in.

(第1圧延工程の冷却条件について)
上記第1圧延工程の最終段階で、3℃/秒以上の冷却速度でAr変態点以下の温度まで冷却するが、その際冷却速度を3℃/秒以上とする理由は、圧下後の鋼の組織が粒成長によって粗大化するのを防ぐためである。一方、冷却速度を50℃/秒以下とする理由は、板厚が比較的薄い場合に、板厚全体の熱履歴が厚鋼板の部位により極端な差異が発生するのを防ぐためである。
(About cooling conditions of the first rolling process)
In the final stage of the first rolling step, the steel is cooled to a temperature not higher than the Ar 1 transformation point at a cooling rate of 3 ° C./second or more. This is to prevent the structure of the material from becoming coarse due to grain growth. On the other hand, the reason why the cooling rate is set to 50 ° C./second or less is to prevent an extreme difference in the thermal history of the entire plate thickness depending on the portion of the thick steel plate when the plate thickness is relatively thin.

また、冷却到達温度をAr1変態点以下とする理由は、旧γ相からのα相変態を完了させることにより、フェライトの細粒化に寄与しない旧γ相を残存させないためである。この理由により、第1圧延工程の圧延後の冷却到達温度の下限値は特に規定しないが、過度に低温度まで冷却した場合、次の第1圧延工程の圧延前の加熱に消費するエネルギーが過大となる。そこで、冷却到達温度は500℃程度以下とならないようにするのが好ましい。なお、Ar変態点は鋼の化学成分組成に応じて、公知の手法により算出すればよい。以降、本発明においては、その他の変態点温度も同じ手法により求める。 Further, the reason why the cooling ultimate temperature is made not more than the Ar1 transformation point is that by completing the α phase transformation from the old γ phase, the old γ phase that does not contribute to the refinement of ferrite does not remain. For this reason, the lower limit value of the cooling reached temperature after rolling in the first rolling step is not particularly defined, but when cooling to an excessively low temperature, the energy consumed for heating before rolling in the next first rolling step is excessive. It becomes. Therefore, it is preferable that the cooling ultimate temperature does not become about 500 ° C. or less. Incidentally, Ar 1 transformation point depending on the chemical composition of the steel may be calculated by a known method. Thereafter, in the present invention, other transformation point temperatures are obtained by the same method.

<第2圧延工程>
この第2圧延の目的はγ+α2相域で強圧下することによりできるだけ微細なフェライト組織を得、500MPa超程度の高強度を有する組織を確保することにある。
上記第1圧延工程で得られた熱間圧延材料を、0.5℃/秒以上の加熱速度で加熱し、Ac変態点以上から{Ac変態点+0.5(Ac変態点−Ac変態点)}以下の温度範囲内で、1パス当たりの圧下率が35%以上であって、パス間時間が20秒以内である複数パス圧延を行なう。この複数パス圧延における累積圧下率は、60%以上となるようにする。この圧延は、0.1〜200/秒の歪速度で行なう。
上記の熱間圧延材料の加熱から前記圧延を終了するまでの工程までを、「第2圧延工程」と呼ぶことにする。例えば表2の記載項目の第2圧延工程欄を参照のこと。
この第2圧延後の鋼板の物性は強度としてTS>500MPaであるが、γ+α2相域圧延のため、集合組織が発達して、Charpy衝撃特性としては板表面に平行なクラックが進展する場合、靭性に劣る組織をもっているのが特徴である。また、厚さは15mm程度である。
<Second rolling process>
The purpose of this second rolling is to obtain as fine a ferrite structure as possible by strongly reducing in the γ + α2 phase region, and to secure a structure having a high strength of over 500 MPa.
The hot-rolled material obtained in the first rolling step is heated at a heating rate of 0.5 ° C./second or more, and from Ac 1 transformation point or higher to {Ac 1 transformation point + 0.5 (Ac 3 transformation point-Ac 1 transformation point)} In the following temperature range, a multi-pass rolling is performed in which the rolling reduction per pass is 35% or more and the time between passes is within 20 seconds. The cumulative rolling reduction in this multi-pass rolling is set to 60% or more. This rolling is performed at a strain rate of 0.1 to 200 / sec.
The process from the heating of the hot-rolled material to the end of the rolling is referred to as a “second rolling process”. For example, refer to the second rolling process column in the items described in Table 2.
The physical property of the steel sheet after the second rolling is TS> 500 MPa as strength, but because of the γ + α2 phase rolling, the texture develops and the Charpy impact property is toughness when cracks parallel to the plate surface develop. It is characterized by having an inferior organization. The thickness is about 15 mm.

(第2圧延工程の加熱、及び圧延条件について)
加熱速度を0.5℃/秒以上とする理由は、α相が粒成長することにより粗大化するのを防ぐためである。これに対して加熱速度の上限については、α相の粒成長を阻止する観点からこれを規定しない。なお、現状の加熱設備の能力等から、50℃/秒をその上限の目安とすればよい。
(Regarding heating in the second rolling step and rolling conditions)
The reason for setting the heating rate to 0.5 ° C./second or more is to prevent the α phase from coarsening due to grain growth. On the other hand, the upper limit of the heating rate is not defined from the viewpoint of preventing the α-phase grain growth. Note that the upper limit may be set at 50 ° C./second based on the capacity of the current heating equipment.

第2圧延工程の圧延開始時の加熱温度をAc変態点以上とするのは、圧延による変形抵抗を小さくすると同時に、歪が加えられるα相を十分に確保するためであり、一方、その加熱温度の上限を{Ac変態点+0.5(Ac変態点−Ac変態点)}とするのは、その圧延により歪が加わるα相への加工歪導入促進に必要なγ相を十分確保することにより、フェライトの細粒化を促進するためである。 The reason why the heating temperature at the start of rolling in the second rolling step is set to the Ac 1 transformation point or higher is to reduce the deformation resistance due to rolling and at the same time to ensure a sufficient α-phase to which strain is applied. The upper limit of the temperature is {Ac 1 transformation point +0.5 (Ac 3 transformation point-Ac 1 transformation point)}} because the γ phase necessary for promoting the introduction of working strain into the α phase where strain is applied by rolling is sufficient. This is to promote the finer ferrite.

第2圧延工程の圧延において、1パス当たりの圧下率を35%以上とするのは、α相の再結晶サイトやγ相の析出サイトを十分確保して、フェライトの細粒化を促進するためである。ここで、1パス当たりの圧下率の上限値は特に規定しないが、現状の圧延設備能力を考慮すれば、50%以下とするのが望ましい。更に、パス間時間を20秒以内とする理由は、圧下でα相に蓄えられた歪が回復するのを防ぎ、しかも複数パス圧延により累積圧下量が60%以上となるようにする理由は、α相の再結晶サイトやγ相の析出サイトを十分確保して、フェライトの細粒化を一層促進するためである。   In the rolling of the second rolling step, the rolling reduction per pass is set to 35% or more in order to secure sufficient α-phase recrystallization sites and γ-phase precipitation sites and promote ferrite refinement. It is. Here, although the upper limit value of the rolling reduction per pass is not particularly defined, it is preferably 50% or less in consideration of the current rolling equipment capacity. Furthermore, the reason for setting the time between passes within 20 seconds is to prevent recovery of the strain accumulated in the α phase under reduction, and to make the cumulative reduction amount 60% or more by multiple pass rolling. This is because the recrystallization site of the α phase and the precipitation site of the γ phase are sufficiently secured to further promote the refinement of ferrite.

更に、第2圧延工程の圧延の歪速度を0.1/秒以上とするのは、圧延に要する時間が長すぎて、圧延中に加えたはずの転位が回復してしまい、多数の転位を導入することができず、α相に動的再結晶が生じたとしても微細な結晶粒を得られないからである。しかもその歪速度を200/秒以下とするのは、α相の動的再結晶の発生を確保して、フェライトの細粒化を促進するためである。   Furthermore, setting the strain rate of rolling in the second rolling step to 0.1 / second or more is that the time required for rolling is too long, and dislocations that should have been added during rolling are recovered, and a large number of dislocations are generated. This is because it cannot be introduced, and even if dynamic recrystallization occurs in the α phase, fine crystal grains cannot be obtained. Moreover, the reason why the strain rate is set to 200 / second or less is to ensure the generation of dynamic recrystallization of the α phase and promote the refinement of ferrite.

<第2圧延工程直後の再加熱・保持、及び冷却>
第2圧延工程の圧延直後に、外部加熱手段により所定の加熱速度で所定の温度範囲内まで再加熱し、所定時間保持する。
当該再加熱及び保持過程と、前述した第2圧延工程の圧延でのα+γの2相域圧延とによって、γ相によるα相への加工歪導入の促進、及びα相の再結晶とγ相の逆変態による析出との競合によって、相互のピン止め効果による粒成長の抑制を活用することにより、等軸微細粒組織を有する鋼材、ここでは鋼板を得ることができるからである。特に、その圧延によって粒形状が扁平化すると同時にα相に歪が導入され、その後に再加熱することによりα相の再結晶や、γ相の析出によって扁平な粒形状が等軸化する。
<Reheating / holding and cooling immediately after the second rolling step>
Immediately after rolling in the second rolling step, the external heating means reheats to a predetermined temperature range at a predetermined heating rate, and holds for a predetermined time.
The reheating and holding process and the α + γ two-phase region rolling in the rolling of the second rolling process described above promote the introduction of processing strain into the α phase by the γ phase, and the recrystallization of the α phase and the γ phase. This is because a steel material having an equiaxed fine grain structure, here, a steel sheet can be obtained by utilizing the suppression of grain growth by the mutual pinning effect due to competition with precipitation due to reverse transformation. In particular, the rolling flattenes the grain shape and simultaneously introduces strain into the α phase, and then reheating causes the flat grain shape to be equiaxed by recrystallization of the α phase and precipitation of the γ phase.

(再加熱・保持条件について)
前記再加熱における加熱速度は0.5℃/秒以上とすることにより、α相やγ相が粒成長により粗大化するのを防いだ。その保持温度を(Ac変態点+0.8(Ac変態点−Ac変態点))以下とすることにより、γ相が支配的になり、γ相が粒成長により粗大化するのを防いだ。なお、製造工程における生産効率の向上のために、再加熱・保持温度は800〜850℃の範囲内が一層望ましい。
再加熱して保持時間を90秒以内とするが、その理由はγ相が粒成長により粗大化するのを防ぐためである。一方、再加熱・保持時間は5秒以上とするが、その理由はこの再加熱の保持効果を確保するためである。
(About reheating and holding conditions)
By setting the heating rate in the reheating to 0.5 ° C./second or more, the α phase and the γ phase were prevented from becoming coarse due to grain growth. By setting the holding temperature to (Ac 1 transformation point + 0.8 (Ac 3 transformation point−Ac 1 transformation point)) or less, the γ phase becomes dominant and the γ phase is prevented from becoming coarse due to grain growth. It is. In order to improve production efficiency in the manufacturing process, the reheating / holding temperature is more preferably in the range of 800 to 850 ° C.
The reheating is carried out so that the holding time is within 90 seconds because the γ phase is prevented from coarsening due to grain growth. On the other hand, the reheating / holding time is set to 5 seconds or more because the reheating holding effect is ensured.

上記再加熱手段として、外部加熱手段を使用する理由は、鋼板の内部エネルギーによる再加熱では、圧延の直後の再加熱、再加熱速度の制御及び板厚全体にわたる加熱が困難な場合があり不安定であるので、加熱炉や誘導加熱機器などによる外部エネルギーによって再加熱すべきだからである。   The reason for using an external heating means as the above reheating means is that the reheating by the internal energy of the steel sheet may be difficult because reheating immediately after rolling, control of the reheating speed, and heating over the entire thickness may be difficult. Therefore, it should be reheated by external energy such as a heating furnace or induction heating equipment.

(再加熱・保持後の冷却条件について)
上記再加熱・保持が完了したら、γ相が粒成長により粗大化するのを防止するために、できるだけ速やかに次の冷却処理にはいるのが望ましい。再加熱の完了と次の冷却開始までの時間は、90秒以下、好ましくは30秒以下とするのが望ましい。
(Cooling conditions after reheating and holding)
When the reheating / holding is completed, it is desirable to enter the next cooling process as soon as possible in order to prevent the γ phase from becoming coarse due to grain growth. The time between the completion of reheating and the start of the next cooling is 90 seconds or less, preferably 30 seconds or less.

再加熱・保持後の冷却速度は3℃/秒以上とするが、その理由はγ相が粒成長により粗大化するのを防ぐためである。冷却速度を速くすればするほど、γ相が粒成長により粗大化するのを確実に防ぐことができるが、他方、冷却速度が過剰に大になるとマルテンサイト組織やベイナイト組織が旧γ相粒径を引き継いで生じるため、細粒化に寄与しないと同時に、靭性が低下する。よって、冷却速度は、50℃/秒以下に規定する。また、厚鋼板の厚さが5mm以上であると全体の熱履歴に極端な差異を与える恐れがあるので、これを防ぐためにも、上記冷却速度の上限は有効なものである。
そして、冷却処理の終了時点での温度を500℃以下にする理由は、終了時点での温度が高すぎると、旧γ粒からのα変態が未完了となり、旧γ粒が残存するのを避けるためである。なお、冷却温度は、200℃以上であることが望ましい。それ以下の温度まで急冷すると、完全なフェライト−パーライト組織とすることが困難となるからである。そして、その後は常温まで空冷すればよい。
The cooling rate after reheating and holding is 3 ° C./second or more because the γ phase is prevented from coarsening due to grain growth. The faster the cooling rate, the more reliably the γ phase can be prevented from coarsening due to grain growth. On the other hand, when the cooling rate becomes excessively large, the martensite structure and the bainite structure become larger in size than the previous γ phase particle size. Therefore, the toughness is reduced at the same time as it does not contribute to the refinement. Therefore, a cooling rate is prescribed | regulated to 50 degrees C / sec or less. Further, if the thickness of the thick steel plate is 5 mm or more, there is a possibility that an extreme difference is caused in the overall thermal history. Therefore, the upper limit of the cooling rate is effective in order to prevent this.
The reason why the temperature at the end of the cooling process is 500 ° C. or less is that if the temperature at the end is too high, α transformation from the old γ grains is not completed and the old γ grains remain. Because. The cooling temperature is desirably 200 ° C. or higher. This is because it becomes difficult to obtain a complete ferrite-pearlite structure when rapidly cooled to a temperature lower than that. And after that, what is necessary is just to air-cool to normal temperature.

<焼戻し処理>
上記で得られた鋼板に、480〜520℃範囲内の温度における焼戻し処理を施す。
(焼戻し処理について)
焼戻し処理を施す理由は、わずかに残留する恐れのあるマルテンサイトを消去するためであり、これによりシャルピー衝撃試験におけるセパレーション指数SI値を更に一層低減させるためである。
即ち、衝撃特性の異方性が改善される(セパレーション指数SI値が低減する)という極めて重要な効果が得られるからである。その際、処理温度を480℃以上とする理由は、比較的高温域でのFe原子の拡散により結晶粒の歪を駆動力とした結晶回転により等軸性を助長させ得るからであり、これによりセパレーション指数SI値が低下する。また、もうひとつの理由としては、これ未満の温度では不純物元素であるリン(P)が微量でも材料中に存在していた場合、焼戻し処理中に旧オーステナイト粒界にPが偏析し、低温における粒界割れを助長する可能性があるため、これを避ける意味も含まれる。
一方、処理温度を520℃以下とする理由は、これを超える温度では粒成長による結晶粒の粗大化により、十分な強度を確保することが困難となるからである。
<Tempering treatment>
The steel plate obtained above is tempered at a temperature within the range of 480 to 520 ° C.
(About tempering treatment)
The reason for applying the tempering treatment is to erase martensite that may slightly remain, thereby further reducing the separation index SI value in the Charpy impact test.
In other words, it is possible to obtain a very important effect that the anisotropy of impact characteristics is improved (the separation index SI value is reduced). At this time, the reason why the processing temperature is set to 480 ° C. or more is that equiaxiality can be promoted by crystal rotation using the distortion of crystal grains as a driving force due to diffusion of Fe atoms in a relatively high temperature region. The separation index SI value decreases. Another reason is that if the impurity element phosphorus (P) is present in the material at a temperature lower than this, P is segregated at the prior austenite grain boundaries during the tempering treatment, and at a low temperature. Since there is a possibility of promoting grain boundary cracking, the meaning of avoiding this is also included.
On the other hand, the reason why the processing temperature is set to 520 ° C. or lower is that at a temperature exceeding this, it becomes difficult to ensure sufficient strength due to the coarsening of crystal grains due to grain growth.

<本発明において使用するスラブの化学成分組成>
本発明においては、電気炉により溶製した溶鋼のレードル下の化学成分組成を、前述した通りに規定している。溶鋼を鋼塊又は鋳片に鋳造した後、これらを通常の分塊圧延法又は鋳片圧延法によりスラブ形状に圧延した場合、少なくとも当該スラブの本発明において規定している化学成分組成は当該圧延過程において変化することはないので、レードル下の化学成分組成と同一であるとみなすことができる。更に、本発明による厚鋼板の製造過程においても、当該化学成分組成が変化することはない。従って、レードル下の化学成分組成を所望の範囲内に調整しておけば、最終の厚鋼板の化学成分組成もそれと同一になるとみなすことができる。よって、厚鋼板の製造工程のどの段階においても、鋼の化学成分組成による圧延特性及び材質特性に及ぼす影響は、レードル下の化学成分組成、すなわちスラブの化学成分組成により支配される。
<Chemical component composition of slab used in the present invention>
In the present invention, the chemical component composition under the ladle of the molten steel produced by the electric furnace is defined as described above. When the molten steel is cast into a steel ingot or slab, and then rolled into a slab shape by a normal ingot rolling method or a slab rolling method, at least the chemical component composition specified in the present invention of the slab is the rolling Since it does not change in the process, it can be considered the same as the chemical composition under the ladle. Furthermore, the chemical component composition does not change in the manufacturing process of the thick steel plate according to the present invention. Therefore, if the chemical component composition under the ladle is adjusted within a desired range, the chemical component composition of the final thick steel plate can be regarded as the same. Therefore, at any stage of the manufacturing process of the thick steel plate, the influence of the chemical composition of the steel on the rolling characteristics and material characteristics is governed by the chemical composition under the ladle, that is, the chemical composition of the slab.

(スラブの化学成分組成について)
本発明において、スラブの化学成分組成は、質量%で下記であることが必要である。
C:0.10〜0.20%、Si:0.10〜0.50%、Mn:0.60〜1.60%、
P:0.025%以下、S:0.015%以下、Al:0.010〜0.060%、
N:0.0040〜0.030%であって、残部がFeおよび不可避不純物である。
(About the chemical composition of slabs)
In the present invention, the chemical component composition of the slab needs to be the following in mass%.
C: 0.10 to 0.20%, Si: 0.10 to 0.50%, Mn: 0.60 to 1.60%,
P: 0.025% or less, S: 0.015% or less, Al: 0.010 to 0.060%,
N: 0.0040 to 0.030%, the balance being Fe and inevitable impurities.

板厚が最大200mmまでに適用することを前提とする成分組成とするために、JIS G3106で規定する溶接構造用圧延鋼材化学成分組成の規定範囲を満たし、更に、その範囲内において次の理由により限定規定した。
(1)C含有量を0.10質量%以上とするのは、用途が船舶構造用厚鋼板であることを考慮し、鋼の強度を500MPa確保するためである。C含有量を0.20質量%以下とするのは、溶接性能低下を防止するためである。
(2)Si含有量を0.10質量%以上とするのは、脱酸元素として、また鋼の強化元素としての性能を確保するためである。Si含有量を0.50質量%以下とするのは、鋼の表面性状を損なって、溶接性能が低下するのを防止するためであり、また靭性の低下を防止するためでもある。
(3)Mn含有量を0.60質量%以上とするのは、鋼の焼入性を増大させることで強度を高めると同時に、靭性の向上にも寄与する性能を確保するためである。Mn含有量を1.60質量%以下とするのは、溶接性及び加工性の劣化を防ぐためである。
(4)Al含有量を0.010質量%以上とするのは、脱酸元素としての性能を確保するためである。Al含有量を0.060質量%以下とするのは、鋼の溶接性が劣化するのを防ぐためである。
(5)P含有量及びS含有量は、いずれも鋼の延性及び靭性を劣化させるものであり、低いことが望ましいが、過度に低減させることはコスト上望ましくない。そこで、両方のバランスを考慮して、P含有量は0.025質量%以下、S含有量は0.015質量%以下とする。
In order to obtain a component composition premised on application to a plate thickness of up to 200 mm, the specified range of the chemical composition composition of rolled steel for welded structures specified in JIS G3106 is satisfied, and within that range, for the following reason Limited.
(1) The reason why the C content is 0.10% by mass or more is to secure the strength of the steel at 500 MPa in consideration of the use being a thick steel plate for ship structures. The reason why the C content is 0.20% by mass or less is to prevent deterioration in welding performance.
(2) The reason why the Si content is 0.10% by mass or more is to ensure the performance as a deoxidizing element and as a steel strengthening element. The reason why the Si content is 0.50% by mass or less is to prevent the surface properties of the steel from being deteriorated and the welding performance from being deteriorated, and also to prevent the toughness from being lowered.
(3) The reason why the Mn content is 0.60% by mass or more is to increase the hardenability of the steel to increase the strength and at the same time to ensure the performance contributing to the improvement of toughness. The reason why the Mn content is 1.60% by mass or less is to prevent deterioration of weldability and workability.
(4) The reason why the Al content is 0.010% by mass or more is to ensure the performance as a deoxidizing element. The reason why the Al content is 0.060% by mass or less is to prevent the weldability of steel from being deteriorated.
(5) The P content and the S content both degrade the ductility and toughness of the steel and are desirably low, but excessively reducing it is not desirable in terms of cost. Therefore, considering both balances, the P content is 0.025% by mass or less, and the S content is 0.015% by mass or less.

(6)Nの含有量は、リサイクル鉄(例えば、解撤された船舶から発生した鋼材)を主原料とした電気炉溶製において、脱窒処理を一切施さない溶鋼から製造されたスラブの場合、リサイクル鉄を使用した場合は、Nは0.004質量%程度以上含有される。よって、N含有量の下限値は分析精度をも考慮して0.0040質量%とする。一方、リサイクル鉄使用の経済的効果をより一層発揮させるためには、より多くのリサイクル鉄を用いるのが有効である。この観点からすれば0.01質量%以上とするのが望ましい。ところが反面、N含有量の増加による鋼の靭性劣化を考慮し、本発明を実施した場合の靭性水準をも考慮し、その上限含有量を0.03質量%以下とする必要があり、本発明ではNの分析精度を考慮して0.0300質量%以下とする。但し、本発明の製造方法によれば、N含有量が高くなると、フェライト粒が微細化する傾向を示し、強度は一層向上するが延性は小さくなること、また、N含有量の増加により鋼材の破壊靭性が劣化することを考慮して、0.0150質量%以下であることが望ましい。以上より、N含有量は0.0040〜0.0300質量%の範囲内、望ましくは、0.0040〜0.0150質量%の範囲内とする。   (6) In the case of a slab manufactured from molten steel that does not undergo any denitrification treatment in electric furnace melting using recycled iron (for example, steel material generated from a ship that has been dismantled) as the content of N When recycled iron is used, N is contained in an amount of about 0.004% by mass or more. Therefore, the lower limit of the N content is set to 0.0040% by mass in consideration of analysis accuracy. On the other hand, in order to further demonstrate the economic effect of using recycled iron, it is effective to use more recycled iron. From this point of view, the content is preferably 0.01% by mass or more. However, considering the toughness deterioration of the steel due to the increase in N content, the toughness level in the case of carrying out the present invention is also considered, and the upper limit content needs to be 0.03% by mass or less. Then, considering the analysis accuracy of N, it is set to 0.0300 mass% or less. However, according to the production method of the present invention, when the N content increases, the ferrite grains tend to become finer, the strength is further improved, but the ductility is reduced, and the increase in the N content increases the steel content. Considering that fracture toughness deteriorates, it is desirable that it is 0.0150 mass% or less. From the above, the N content is in the range of 0.0040 to 0.0300 mass%, and preferably in the range of 0.0040 to 0.0150 mass%.

<望ましい製造条件の選択>
上述した製造条件により得られる厚鋼板の材質特性の内、(a)任意温度でのV−ノッチシャルピー衝撃試験におけるセパレーション指数(SI値)が0.10以下であって、(b)引張強さ(TS)が500MPa以上で、しかも(c)延性−脆性遷移温度が−50℃以下である材質特性を具備するように当該厚鋼板の製造条件を調整する方法は、前記スラブの化学成分組成を上述した化学成分組成の内、C含有量を0.15〜0.16質量%、Si含有量を0.19〜0.25質量%、Mn含有量を0.95〜1.10質量%、そしてN含有量を0.0040〜0.0150質量%の範囲内に調整した上で、前述した<第1圧延工程>、<第2圧延工程>、<第2圧延工程直後の再加熱・保持、及び冷却>、及び<焼戻し処理>の各項に規定した条件の範囲内において、実際の製造設備を用いて試験を行なうことにより、当該(a)〜(c)の材質特性が具備される製造条件を選定することである。
<Selection of desirable manufacturing conditions>
Among the material properties of the thick steel plate obtained by the manufacturing conditions described above, (a) the separation index (SI value) in a V-notch Charpy impact test at an arbitrary temperature is 0.10 or less, and (b) tensile strength. The method of adjusting the manufacturing conditions of the thick steel plate so that (TS) has a material property of 500 MPa or more and (c) a ductile-brittle transition temperature of −50 ° C. or less includes the chemical component composition of the slab. Among the chemical composition described above, the C content is 0.15 to 0.16% by mass, the Si content is 0.19 to 0.25% by mass, the Mn content is 0.95 to 1.10% by mass, And after adjusting N content in the range of 0.0040-0.0150 mass%, the above-mentioned <1st rolling process>, <2nd rolling process>, <reheating and holding immediately after a 2nd rolling process , And cooling> and <tempering> Within the boss was condition, by performing the test using the actual manufacturing facility, it is to select a production condition the material characteristics of the (a) ~ (c) are provided.

<厚鋼板の材質特性>
上述した第1発明の製造条件の実施形態の範囲内において、製造対象とする厚鋼板の材質特性が、任意温度でのV−ノッチシャルピー衝撃試験におけるセパレーション指数(SI値)が0.10以下であって、引張強さ(TS)が500MPa以上で且つシャルピー衝撃試験の延性−脆性遷移温度が−50℃以下となるように、当該製造条件を調整することが一層望ましい。上記材質特性が得られるように製造条件を調整するには、使用する設備・工程に応じて、上述した第1発明の製造条件の実施形態の範囲内において、種々の製造条件の組み合わせにより予め試験することにより、所望の材質特性が得られる条件を設定しておけばよい。
<Material properties of thick steel plate>
Within the range of the embodiment of the manufacturing conditions of the first invention described above, the material property of the thick steel plate to be manufactured is a separation index (SI value) in a V-notch Charpy impact test at an arbitrary temperature of 0.10 or less. Thus, it is more desirable to adjust the production conditions so that the tensile strength (TS) is 500 MPa or more and the ductile-brittle transition temperature of the Charpy impact test is −50 ° C. or less. In order to adjust the manufacturing conditions so as to obtain the above material characteristics, in accordance with the equipment and process to be used, a test is performed in advance by a combination of various manufacturing conditions within the scope of the above-described manufacturing conditions of the first invention. By doing so, a condition for obtaining a desired material characteristic may be set.

セパレーション指数(SI値)が0.10以下について
セパレーションとは、衝撃荷重により厚鋼板の圧延面に平行な断面内に発生する剥離状形態の破壊をいう。厚鋼板に対する衝撃荷重の鋼板の圧延方向(=L方向)成分及び幅方向(=C方向)成分によるセパレーションは発生しにくいが、板厚方向(Z方向)成分の衝撃荷重により発生し易い。造船用の厚鋼板は多数方向の溶接接合により船舶を構成するので、船舶建造後の航海等においては無数の部位において板厚方向(Z方向)成分の衝撃荷重を受ける。そのため、常にセパレーション発生環境に曝されることになり、耐Z方向衝撃特性は船舶の強度確保上、極めて重要である。
About Separation Index (SI Value) of 0.10 or Less Separation refers to fracture of a peeled form that occurs in a cross section parallel to the rolling surface of a thick steel plate due to an impact load. Separation due to the rolling direction (= L direction) component and the width direction (= C direction) component of the steel plate of the impact load on the thick steel plate is difficult to occur, but is likely to occur due to the impact load of the plate thickness direction (Z direction) component. Since a steel plate for shipbuilding constitutes a ship by welding in multiple directions, it receives impact loads in the plate thickness direction (Z direction) component at numerous locations during voyages after the construction of the ship. Therefore, it will always be exposed to the environment where separation occurs, and the Z-direction impact resistance is extremely important for securing the strength of the ship.

V−ノッチシャルピー衝撃試験においては通常、厚鋼板のC方向試験片又はL方向試験片で行なうので、V−ノッチは板厚方向に入れる。従って、セパレーションはV−ノッチシャルピー衝撃試験片の破面において、鋼板圧延面に平行方向のある長さを有する亀裂として観察され、亀裂に直角に開口する。図1に、本願明細書の後述する比較例4で得られた鋼板の−80℃におけるV−ノッチシャルピー衝撃試験片の破面に観察されたセパレーションを例示する。   Since the V-notch Charpy impact test is usually performed using a C-direction specimen or a L-direction specimen of a thick steel plate, the V-notch is inserted in the thickness direction. Therefore, the separation is observed as a crack having a length parallel to the steel sheet rolling surface at the fracture surface of the V-notch Charpy impact test piece and opens at a right angle to the crack. FIG. 1 illustrates the separation observed on the fracture surface of a V-notch Charpy impact test piece at −80 ° C. of a steel plate obtained in Comparative Example 4 described later in the present specification.

シャルピー衝撃試験におけるセパレーション指数(SI値)は、シャルピー衝撃試験後の試験片破面上で観察される、圧延面に平行に発生した亀裂の長さの総和を当該破面面積(V−ノッチの面積は除く)で割った値であり、シャルピー衝撃特性の異方性の指標である。図1には、セパレーション指数の測定における上記亀裂の長さを記した。同図中の数字1〜6は亀裂を示し、各亀裂の測定長さを併記した。
このセパレーションが発生する厚鋼板においては、Z方向衝撃に対する吸収エネルギーを高水準に確保することは通常困難である。本発明における船舶を構成する造船用厚鋼板においては、Z方向衝撃に対する吸収エネルギーを高水準に確保することが極めて重要である。セパレーション指数(SI値)は試験温度によって変化するが、船舶に使用される状態を考慮すると、厚鋼板セパレーション指数(SI値)の最大値が小さいことが重要である。また、セパレーション指数(SI値)が0.10以下であると、衝撃荷重の板厚方向(=Z方向)成分により発生するセパレーションの抑制に対して極めて効果的である。よって、セパレーション指数(SI値)を望ましくは0.10以下と規定する。
The separation index (SI value) in the Charpy impact test is the sum of the lengths of cracks generated parallel to the rolling surface, which are observed on the specimen fracture surface after the Charpy impact test. The area divided by (excluding the area) is an index of anisotropy of Charpy impact properties. FIG. 1 shows the length of the crack in the measurement of the separation index. Numbers 1 to 6 in the figure indicate cracks, and the measured lengths of the cracks are also shown.
In a thick steel plate in which this separation occurs, it is usually difficult to ensure a high level of energy absorption for impact in the Z direction. In the thick steel plate for shipbuilding that constitutes the ship in the present invention, it is extremely important to secure a high level of absorbed energy against the Z-direction impact. Although the separation index (SI value) varies depending on the test temperature, it is important that the maximum value of the thick steel plate separation index (SI value) is small in consideration of the state used in the ship. Further, when the separation index (SI value) is 0.10 or less, it is extremely effective for suppressing the separation generated by the plate thickness direction (= Z direction) component of the impact load. Therefore, the separation index (SI value) is desirably defined as 0.10 or less.

引張強さ(TS)が500MPa以上
船舶構造用厚鋼板向けであって、高張力鋼が必要であることを考慮して、引張強さ(TS)を500MPa以上とする。
延性−脆性遷移温度が−50℃以下
船舶構造用厚鋼板向けであるから、極寒での使用条件を考慮して、延性−脆性遷移温度は望ましくは−50℃以下とする。
Tensile strength (TS) is 500 MPa or more. Considering the need for high-strength steel for ship structural steel plates, the tensile strength (TS) is 500 MPa or more.
The ductile-brittle transition temperature is −50 ° C. or less. Since it is for thick steel plates for ship structures, the ductile-brittle transition temperature is desirably −50 ° C. or less in consideration of the use conditions in extreme cold.

なお、本発明は、船舶で使用される厚鋼板の製造方法であることを考慮し、上述した通りに、セパレーション指数(SI値)、引張強さ(TS)及び延性−脆性遷移温度に関して高水準値を確保すると共に、降伏比=YS/TSは低い方がより一層望ましい。そこで、機械的特性値としては、例えばJIS G3106 溶接構造用圧延鋼材のSM490級において、各種板厚区分に共通して満たす条件として、降伏点(YP)≧365MPa、全伸び(El)≧21%が一層望ましく、また、シャルピー衝撃特性としては、JIS G4051 機械構造用炭素鋼鋼材の解説付表1(炭素量区分による標準的機械的性質)において、C=0.10〜0.20質量%の範囲内の全ての炭素量区分において満たす吸収エネルギーを採用し、137J/cmであることが望ましい。 In addition, considering that this invention is a manufacturing method of the thick steel plate used by a ship, as above-mentioned, it is a high level regarding a separation index (SI value), tensile strength (TS), and a ductile-brittle transition temperature. While securing the value, it is more desirable that the yield ratio = YS / TS is low. Therefore, as mechanical characteristic values, for example, in the JIS G3106 rolled steel for welded structure, SM490 grade, the conditions that are commonly satisfied for various plate thickness categories are yield point (YP) ≧ 365 MPa, total elongation (El) ≧ 21%. Is more desirable, and the Charpy impact property is in the range of C = 0.10 to 0.20% by mass in Appendix Table 1 (standard mechanical properties by carbon content classification) of JIS G4051 Carbon Steel for Machine Structures It is desirable that the absorbed energy satisfying all the carbon content categories is adopted and is 137 J / cm 2 .

以下、実施例を挙げて本発明の有効性を説明するが、本発明はもとより下記実施例によって制限を受けるものではなく、前述した発明を実施するための形態の項目に記載の範囲で適当に変更を加えて実施することが可能であり、これらは本発明の技術的範囲内に包含される。   Hereinafter, the effectiveness of the present invention will be described with reference to examples. However, the present invention is not limited by the following examples, and is appropriately within the scope described in the above-mentioned items for carrying out the invention. Modifications can be made and these are included within the scope of the present invention.

実験室規模の圧延設備を用いて、実施例1〜5及び比較例1〜7を次の通り試験した。実施例及び比較例に供した試験材は、実験用100kgの高周波真空溶解炉を用い、表1に示す成分符号A及びBの各化学成分組成を有する溶鋼を溶製し、鋳型に鋳造して鋼塊を調製した後、実験用圧延機を用い1200℃で断面寸法が55mm厚さ×65mm幅の棒鋼片に圧延し、これから50mm厚さ×60mm幅×長さ300mmの試験材を、実施例1〜5及び比較例1〜7に供するため表面切削と長さ切断により所要の本数切り出して調製した。   Examples 1-5 and Comparative Examples 1-7 were tested as follows using laboratory-scale rolling equipment. The test materials used in the examples and comparative examples were prepared by melting a molten steel having chemical component compositions of component codes A and B shown in Table 1 using a 100 kg high-frequency vacuum melting furnace for experiments and casting it into a mold. After preparing the steel ingot, it was rolled into a steel bar having a cross-sectional size of 55 mm thickness x 65 mm width at 1200 ° C. using an experimental rolling mill, and from this, a test material of 50 mm thickness x 60 mm width x length 300 mm was prepared. 1 to 5 and Comparative Examples 1 to 7 were prepared by cutting out the required number by surface cutting and length cutting.

なお、試験材は上記の通り電気炉を用いることなく、実験用100kgの高周波真空溶解炉を用いて溶製したが、化学成分組成の決定を次の通り行なったので、実施例1〜5は本発明の範囲内にあり、比較例1〜7は本発明の範囲外にあるとみなすことができる。電気炉操業においてリサイクル鉄を原料装入鉄源として用い、通常の電気炉操業条件で溶解し、脱窒素ガスを目的とした溶解・精錬を実施しないことを前提条件とし、その上でリサイクル鉄中のN含有量及び電気炉溶解過程での吸N量の各質量%範囲を考慮して、レードル下溶鋼成分のN含有量の範囲を0.004〜0.030質量%とした。このN含有量の最大値及び最小値を有し、その他の化学成分組成は、JIS G3106の溶接構造用圧延鋼材の中のSM490A及びSM490Bを満たす特定値に設定した。即ち、成分符号AではN含有量を0.0150質量%に、成分符号Bでは0.0040質量%にコントロールし、その他の成分は表1に示した通りとした。
成分符号A又はBの上記50mm厚さ×60mm幅×長さ300mmの試験材を、ロール直径400mm、最大荷重300t、最大速度30m/分の圧延機性能の実験用圧延設備により、実施例1〜5及び比較例1〜7につき表2に示す条件で圧延した。
また、各工程における諸条件は表2から表4に示した通りである。
In addition, although the test material was melted using a 100 kg high-frequency vacuum melting furnace for experiments without using an electric furnace as described above, the chemical component composition was determined as follows. Within the scope of the present invention, Comparative Examples 1-7 can be considered outside the scope of the present invention. In the electric furnace operation, it is assumed that recycled iron is used as a raw material charging iron source, is melted under normal electric furnace operating conditions, and is not subjected to melting and refining for the purpose of denitrification gas. The N content range of the molten steel component under the ladle was set to 0.004 to 0.030 mass% in consideration of each N mass range of the N content and N absorption amount in the electric furnace melting process. The N content has the maximum value and the minimum value, and the other chemical component compositions were set to specific values satisfying SM490A and SM490B in the rolled steel for welded structure of JIS G3106. That is, N content was controlled to 0.0150 mass% for component code A, 0.0040 mass% for component code B, and the other components were as shown in Table 1.
The test material having the component code A or B of 50 mm thickness × 60 mm width × length 300 mm was subjected to Examples 1 to 2 by using a rolling mill for experiments with a roll diameter of 400 mm, a maximum load of 300 t, and a maximum speed of 30 m / min. 5 and Comparative Examples 1 to 7 were rolled under the conditions shown in Table 2.
Various conditions in each step are as shown in Table 2 to Table 4.



実施例1〜5は、試験材のN含有量が0.015質量%又は0.0040質量%のいずれかの板厚50mmの試験材を用い、第1圧延工程、第2圧延工程、再加熱工程、冷却及び焼戻しを次の通り行なった。
第1圧延工程では、950℃において1パス当たりの圧下率(板厚減少率)が20%の圧延を行ない、板厚を40mmとした後、30℃/秒で500℃まで冷却した。次いで第2圧延工程では、5℃/秒で加熱し750℃において第1パスを圧下率38%(板厚は40mmから25mmに減厚)、第2パスを圧下率40%(板厚は24mmから15mmに減厚)、パス間時間が10秒で、累積圧下率62.5%の圧下を歪速度1〜2/秒で行なって板厚を15mmとし、次いで直ちに再加熱工程として、加熱炉に装入して5℃/秒で800℃、825℃又は850℃まで再加熱して10秒間保持した後、冷却工程として30℃/秒で200℃まで冷却し、次いで常温まで空冷した。そして、最後に500℃で焼戻し処理を行なって完了した。表2からわかるように、実施例1〜5間での試験条件の相違点は、化学成分組成及び再加熱工程における加熱温度の内、少なくとも一方が相違していることである。
Examples 1 to 5 use a test material having a sheet thickness of 50 mm whose N content of the test material is 0.015% by mass or 0.0040% by mass, the first rolling step, the second rolling step, and reheating. The process, cooling and tempering were performed as follows.
In the first rolling step, rolling was performed with a reduction rate (sheet thickness reduction rate) of 20% per pass at 950 ° C., the sheet thickness was set to 40 mm, and then cooled to 500 ° C. at 30 ° C./second. Next, in the second rolling step, the first pass is heated at 5 ° C./second and the reduction rate is 38% (the thickness is reduced from 40 mm to 25 mm) at 750 ° C., and the reduction rate is 40% (the thickness is 24 mm). From 15 mm to 15 mm), the time between passes was 10 seconds, the rolling reduction was 62.5% at a strain rate of 1-2 / second to obtain a plate thickness of 15 mm, and then immediately as a reheating step, a heating furnace After reheating to 800 ° C., 825 ° C. or 850 ° C. at 5 ° C./second and holding for 10 seconds, as a cooling step, it was cooled to 200 ° C. at 30 ° C./second, and then cooled to room temperature. Finally, tempering was performed at 500 ° C. to complete the process. As can be seen from Table 2, the difference in the test conditions between Examples 1 to 5 is that at least one of the chemical component composition and the heating temperature in the reheating step is different.

比較例1、2は、それぞれN含有量0.015質量%、0.0040質量%の板厚50mmの試験材を用い、第1圧延工程において第1パス(圧下率20%)、第2パス(圧下率25%)、第3パス(圧下率33%)、第4パス(圧下率25%)でパス間時間はいずれも10秒で、累計圧下率70%の圧延を行なって板厚を15mmとした後、常温まで空冷して完了した。従って、本発明の範囲外である。   In Comparative Examples 1 and 2, test materials having a sheet thickness of 50 mm and N contents of 0.015% by mass and 0.0040% by mass, respectively, were used in the first rolling step (first reduction (20% reduction)) and second pass. (Passing rate 25%), 3rd pass (rolling rate 33%), 4th pass (rolling rate 25%), the time between passes is 10 seconds, and rolling is performed at a cumulative rolling reduction rate of 70%. After setting to 15 mm, air cooling to room temperature was completed. Therefore, it is outside the scope of the present invention.

比較例3〜7は、試験材のN含有量が0.015質量%又は0.0040質量%のいずれかの板厚50mmの試験材を用い、第1圧延工程、第2圧延工程、再加熱工程、冷却工程を、実施例1〜5と同様に行なった。しかし、最後の焼戻し処理は行なわずに完了としたので、本発明の範囲外である。なお、比較例3〜7間での試験条件の相違点は、化学成分組成及び再加熱工程における加熱温度の内、少なくとも一方が相違していることである。   Comparative Examples 3 to 7 use a test material having a sheet thickness of 50 mm, where the N content of the test material is 0.015% by mass or 0.0040% by mass, the first rolling step, the second rolling step, and reheating. The process and the cooling process were performed in the same manner as in Examples 1-5. However, since the final tempering process was completed without being performed, it is out of the scope of the present invention. The difference in the test conditions between Comparative Examples 3 to 7 is that at least one of the chemical component composition and the heating temperature in the reheating step is different.

各実施例及び各比較例において得られた厚さ15mmの鋼板について、次の確性試験を行なった。
(1)シャルピー衝撃試験:2mmV−ノッチ、C方向試験片により、25℃、0℃、−40℃、−80℃、−120℃、−196℃で試験した。特性値として、セパレーション指数SI値(1/mm)、0℃における吸収エネルギー(J/cm)、延性−脆性破面遷移温度(℃)を求めた。
(2)引張試験:C方向試験片により、下降伏強さLYS(MPa)、引張強さTS(MPa)、全伸びTEl(%)、均一伸びUEl(%)を求めた。
(3)ビッカース硬さ試験:平均ビッカース硬さH(N/mm)を求めた。
(4)ミクロ組織観察:SEM像による板厚の中心部、1/4部及び表面近傍の平均結晶粒径(μm)を切片法で求め、また結晶粒形状を観察した。
表5,6に、各実施例及び各比較例において得られた特性試験結果を示す。
The following accuracy tests were performed on the steel plates having a thickness of 15 mm obtained in the examples and the comparative examples.
(1) Charpy impact test: Tested at 25 ° C., 0 ° C., −40 ° C., −80 ° C., −120 ° C., and −196 ° C. using a 2 mmV-notch and C direction test piece. As characteristic values, a separation index SI value (1 / mm), absorbed energy at 0 ° C. (J / cm 2 ), and ductile-brittle fracture surface transition temperature (° C.) were obtained.
(2) Tensile test: The yield strength LYS (MPa), the tensile strength TS (MPa), the total elongation TEl (%), and the uniform elongation UEl (%) were determined using a C-direction test piece.
(3) Vickers hardness test: obtain an average Vickers hardness H V (N / mm 2) .
(4) Microstructure observation: The average crystal grain size (μm) in the central part, ¼ part and surface vicinity of the plate thickness by SEM image was determined by the intercept method, and the crystal grain shape was observed.
Tables 5 and 6 show the characteristic test results obtained in each example and each comparative example.


実施例1〜5において得られた厚鋼板の全てが、そのセパレーション指数SIは0.00〜0.08以下、延性−脆性破面遷移温度は−72℃以下(但し、実施例1及び4は測定値なし)、そして引張強度は528MPa以上であり、本発明の一層望ましい条件下で得られる厚鋼板の材質特性水準を満たしている。上記以外の機械的性質については、造船用厚鋼板として重要な基準値の根拠として、JIS G3106の溶接構造用圧延鋼材の中のSM490クラスにおいて規定されている0℃におけるシャルピー吸収エネルギー、降伏強度及び伸びの値を採用した場合に、実施例1〜5はそれを満たしている。また、N含有量が高含有量の方の0.0150%である実施例1及び2と、N含有量が低含有量の方である0.0040%である実施例3〜5で得られた厚鋼板の材質特性水準は、同等であることが分かる。   All of the thick steel plates obtained in Examples 1 to 5 have a separation index SI of 0.00 to 0.08 or less and a ductile-brittle fracture surface transition temperature of −72 ° C. or less (however, Examples 1 and 4 are No measured value), and the tensile strength is 528 MPa or more, which satisfies the material property level of the thick steel plate obtained under the more desirable conditions of the present invention. As for the mechanical properties other than the above, Charpy absorbed energy at 0 ° C., yield strength as defined in SM490 class among rolled steel materials for welded structure of JIS G3106, When the value of elongation is adopted, Examples 1 to 5 satisfy it. Moreover, it is obtained in Examples 1 and 2 in which the N content is 0.0150% of the higher content and in Examples 3 to 5 in which the N content is 0.0040% of the lower content. It can be seen that the material property levels of the thick steel plates are equivalent.

これに対して、比較例1及び2は、N含有量がそれぞれ0.0150質量%及び0.0040質量%の場合であって、圧延工程が実施例とは大幅に異なっており、圧延素材(スラブに相当する)を950℃の圧延温度で4パスで累計圧下率70%により厚鋼板を圧延し、空冷したものである。得られた厚鋼板は、そのセパレーション指数SIは0.00と優れているが、引張強さTSが489MPa以下で目標値の500MPa以上をクリアしていず、強度不足である。また、降伏強度も実施例に比較してかなり低い。これは、平均フェライト粒径が15μm程度であって微細化していないことが主因である。   On the other hand, Comparative Examples 1 and 2 are cases where the N content is 0.0150% by mass and 0.0040% by mass, respectively, and the rolling process is significantly different from the examples. A thick steel plate is rolled at a rolling temperature of 950 ° C. at a rolling temperature of 950 ° C. at a total rolling reduction rate of 70% and air-cooled. The obtained thick steel plate has an excellent separation index SI of 0.00, but the tensile strength TS is 489 MPa or less and does not clear the target value of 500 MPa or more, and the strength is insufficient. Also, the yield strength is considerably lower than in the examples. This is mainly because the average ferrite grain size is about 15 μm and is not refined.

一方、比較例3〜7は、その製造条件で最後の工程として焼戻し処理を実施していない点が実施例1〜5と異なっている。そのため、比較例3〜7は、厚鋼板の強度並びに衝撃吸収エネルギー及び延性−脆性遷移温度については、実施例1〜5の水準と同等乃至それ以上で優れているが、延性(ここでは全伸びTEl、均一伸びUEI)については実施例1〜5に向上傾向がみられる。   On the other hand, Comparative Examples 3 to 7 are different from Examples 1 to 5 in that the tempering treatment is not performed as the last step under the manufacturing conditions. Therefore, Comparative Examples 3 to 7 are excellent in strength and impact absorption energy and ductility-brittle transition temperature of the thick steel plate, which are equivalent to or higher than those in Examples 1 to 5, but ductility (here, total elongation) As for TE1, uniform elongation UEI), an improvement trend is seen in Examples 1-5.

本発明で製造される厚鋼板の重要な特性は、衝撃特性の異方性、特に板厚方向の異方性の指標であるセパレーション指数SIが小さいことであり、SIが小さいことにより衝撃による破壊靭性の異方性が小さい厚鋼板が得られる。
本発明でのセパレーション指数SIの望ましい目標値は0.10以下である。焼戻し処理をすることによる、セパレーション指数SIが低減して、シャルピー衝撃特性の異方性が改善している。その改善状況は下記の通りである。
比較例3では0.16であるのに対して、実施例1では0.08に改善している。
比較例4では0.18であるのに対して、実施例2では0.00に改善している。
比較例5では0.21であるのに対して、実施例3では0.08に改善している。
比較例7では0.17であるのに対して、実施例5では0.06に改善している。
An important characteristic of the thick steel plate produced in the present invention is that the anisotropy of the impact property, particularly the separation index SI, which is an index of the anisotropy in the thickness direction, is small. A thick steel plate with low toughness anisotropy is obtained.
A desirable target value of the separation index SI in the present invention is 0.10 or less. By performing the tempering treatment, the separation index SI is reduced and the anisotropy of the Charpy impact property is improved. The improvement situation is as follows.
Compared to 0.16 in Comparative Example 3, it is improved to 0.08 in Example 1.
Compared to 0.18 in Comparative Example 4, it is improved to 0.00 in Example 2.
Compared to 0.21 in Comparative Example 5, it is improved to 0.08 in Example 3.
Compared to 0.17 in Comparative Example 7, it is improved to 0.06 in Example 5.

セパレーション指数SIの水準は、実施例及び比較例共に、かなり優れた水準にある。従来目標値は通常0.50以下であった。このように実施例及び比較例のいずれにおいてもセパレーション指数SIが良好である理由は、フェライト結晶粒径が微細であり、しかも結晶粒形が等軸晶であることによる。そして更に、実施例においては比較例よりも優れている理由は、製造工程の最終段階において、480〜520℃の範囲内に限定された焼戻し焼鈍が施されたためであると考えられる。即ち、当該規定条件の焼戻し処理により、残留マルテンサイトが消去されていることが確認された。   The level of the separation index SI is quite excellent in both the examples and comparative examples. Conventional target values are usually 0.50 or less. Thus, the reason why the separation index SI is good in both the examples and the comparative examples is that the ferrite crystal grain size is fine and the crystal grain shape is equiaxed. Furthermore, the reason why the examples are superior to the comparative examples is considered to be that tempering annealing limited to a range of 480 to 520 ° C. was performed in the final stage of the manufacturing process. That is, it was confirmed that residual martensite was erased by the tempering treatment under the specified conditions.

図2には、比較例4において、焼戻し処理が施されていない鋼板に認められた残留マルテンサイトの状況を例示し、これに対して、図3には、実施例2において焼戻し処理が施された鋼板では残留マルテンサイが消去された状態のSEM像微細組織を例示する。上記焼戻し処理により、異方性が低減したものと考えられる。即ち、高温域でのFe原子の拡散により結晶粒の歪を駆動力とした結晶回転が起こり、等軸性が助長されたために、セパレーションの発生が低減し、セパレーション指数SIが小さくなったものと推定される。   In FIG. 2, the situation of the residual martensite recognized by the steel plate which has not been tempered in Comparative Example 4 is illustrated, whereas in FIG. 3, the tempering process is performed in Example 2. The SEM image microstructure in a state where the residual martensi has been erased is shown as an example of the steel plate. It is considered that anisotropy has been reduced by the tempering treatment. That is, the rotation of the Fe atoms in the high temperature region causes crystal rotation using the strain of the crystal grains as the driving force, and the equiaxedness is promoted, so that the occurrence of separation is reduced and the separation index SI is reduced. Presumed.

近年、鋼材の再利用率の増加や鉄鉱石などの高炉原材料費高騰の影響を受けて、鉄鋼スクラップ材を電気炉で溶解した鋼材の利用量増加が予測されている。特に2009年5月、シップリサイクル条約が発効されたことを受けて、解体した船体の鋼材の増加が期待される。これらのスクラップ鉄を電気炉で溶解して、新たな鋼材として再生するプロセスに採用され得るし、高価な各種合金元素を添加しないことから、省資源鋼として有効である。また、そのような再生鋼材にも高強度且つ高靭性が求められる厚鋼板の製造において、電気炉溶製工程で高濃度の窒素が溶解した高窒素含有量の溶鋼であっても脱窒精錬が不要なため、省エネルギー及び二酸化炭素排出量削減に有効といえる。更に、船体用厚鋼板等で重要な衝撃に対する靭性異方性にも優れているため、より高付加価値な鋼材として有効である。 In recent years, an increase in the amount of steel used by melting steel scrap in an electric furnace has been predicted due to an increase in the reuse rate of steel and an increase in raw material costs for blast furnaces such as iron ore. In particular, in May 2009, the Ship Recycling Treaty entered into force, and it is expected that steel materials for dismantled hulls will increase. These scrap irons can be used in a process of melting them in an electric furnace and reclaiming them as new steel materials, and are effective as resource-saving steels because they do not add expensive various alloy elements. Moreover, in the production of thick steel plates that require high strength and high toughness even for such recycled steel materials, denitrification refining is possible even for high nitrogen content molten steel in which high concentration of nitrogen is dissolved in the electric furnace melting process. Since it is unnecessary, it can be said that it is effective for energy saving and carbon dioxide emission reduction. Furthermore, since it is excellent in toughness anisotropy with respect to impact which is important in thick steel plates for ship hulls, it is effective as a steel with higher added value.

特開2001−234242号公報JP 2001-234242 A 特開2007−321230号公報JP 2007-32230 A 特開2007−046128号公報JP 2007-046128 A 特開平11−181546号公報JP 11-181546 A 特開2008−223081号公報JP 2008-223081 A 特開2002−69571号公報JP 2002-69571 A

Claims (2)

化学成分組成が、質量%で、
C:0.10〜0.20%、
Si:0.10〜0.50%、
Mn:0.60〜1.60%、
P:0.025%以下、
S:0.015%以下、
Al:0.010〜0.060%
N:0.0040〜0.0300%
で、残部がFeおよび不可避不純物からなる高強度鋼であって、
引張強度(TS)が500MPa以上で、V−ノッチシャルピー衝撃試験におけるセパレーション指数(SI値)が0.10以下であることを特徴とする高強度鋼。
The chemical composition is mass%,
C: 0.10 to 0.20%,
Si: 0.10 to 0.50%,
Mn: 0.60 to 1.60%,
P: 0.025% or less,
S: 0.015% or less,
Al: 0.010 to 0.060%
N: 0.0040 to 0.0300%
And the balance is high strength steel consisting of Fe and inevitable impurities,
A high strength steel having a tensile strength (TS) of 500 MPa or more and a separation index (SI value) in a V-notch Charpy impact test of 0.10 or less.
請求項1に記載の高強度鋼において、その延性−脆性遷移温度が−50℃以下であることを特徴とする高強度鋼。
The high strength steel according to claim 1, wherein the ductile-brittle transition temperature is -50 ° C or lower.
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