JP6379731B2 - High-strength steel material and manufacturing method thereof - Google Patents
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Description
本発明は、高強度鋼材およびその製造方法に係り、特に、衝撃荷重負荷時における割れの発生が抑制され、衝撃吸収部材の素材として好適な1400MPa超級の高強度鋼材およびその製造方法に関する。 The present invention relates to a high-strength steel material and a method for producing the same, and more particularly, to a high-strength steel material exceeding 1400 MPa that is suitable as a material for an impact-absorbing member and capable of producing cracks when an impact load is applied and a method for producing the same.
近年、地球環境保護の観点から、自動車からのCO2排出量の低減の一環として、自動車車体の軽量化が求められており、自動車用鋼材の高強度化が指向されている。これは、鋼材の強度を向上させることにより、自動車用鋼材の薄肉化が可能となるためである。一方、自動車の衝突安全性向上に対する社会的要求もいっそう高くなっており、単に鋼材の高強度化だけでなく、走行中に衝突した場合の耐衝撃性に優れた鋼材の開発も望まれている。 In recent years, from the viewpoint of protecting the global environment, as a part of reducing CO 2 emissions from automobiles, the weight reduction of automobile bodies has been demanded, and the strength of automobile steel materials has been increased. This is because the steel material for automobiles can be thinned by improving the strength of the steel material. On the other hand, social demands for improving the collision safety of automobiles are increasing, and it is desired not only to increase the strength of steel materials, but also to develop steel materials that have excellent impact resistance in the event of a collision while traveling. .
ここで、衝突時の自動車用鋼材の各部位は、数10(s−1)以上の高いひずみ速度で変形を受けるため、動的強度特性に優れた高強度鋼材が要求される。 Here, since each site | part of the steel material for motor vehicles at the time of a collision receives a deformation | transformation with the high strain rate of several tens (s < -1 >) or more, the high strength steel material excellent in the dynamic strength characteristic is requested | required.
このような高強度鋼材として、静動差(静的強度と動的強度との差)が高い低合金加工誘起変態型(TRIP型)鋼、またはマルテンサイトが主体の第2相を有する複相組織鋼といった高強度複相組織鋼材が知られている。 As such a high-strength steel material, a low alloy processing-induced transformation type (TRIP type) steel having a high static difference (difference between static strength and dynamic strength), or a duplex phase mainly composed of martensite. High-strength duplex steels such as microstructure steel are known.
低合金TRIP型鋼に関しては、例えば、特許文献1に、動的変形特性に優れたTRIP型高強度鋼板が開示されている。 Regarding the low alloy TRIP type steel, for example, Patent Document 1 discloses a TRIP type high strength steel plate having excellent dynamic deformation characteristics.
また、マルテンサイトが主体の第2相を有する複相組織鋼板に関しては、下記のような発明が開示されている。 Moreover, the following invention is disclosed regarding the multi-phase structure steel plate which has a 2nd phase mainly composed of martensite.
特許文献2には、微細なフェライト粒からなり、結晶粒径が1.2μm以下のナノ結晶粒の平均粒径dSと、結晶粒径が1.2μmを超えるミクロ結晶粒の平均結晶粒径dLとがdL/dS≧3の関係を満足する、強度と延性とのバランスに優れ、静動差が170MPa以上である高強度鋼板が開示されている。 Patent Document 2 discloses an average grain size dS of nanocrystal grains made of fine ferrite grains and having a crystal grain size of 1.2 μm or less, and an average grain size dL of microcrystal grains having a crystal grain size exceeding 1.2 μm. Discloses a high-strength steel sheet that satisfies the relationship dL / dS ≧ 3, has an excellent balance between strength and ductility, and has a static difference of 170 MPa or more.
特許文献3には、平均粒径が3μm以下のマルテンサイトと平均粒径が5μm以下のマルテンサイトの2相組織からなり、静動比が高い耐衝撃性に優れる自動車用高張力熱延鋼板が開示されている。そして、特許文献4には、平均粒径が3.5μm以下のフェライト相を75%以上含有し、残部組織が実質的に焼き戻しマルテンサイトからなる衝撃吸収特性に優れる冷延鋼板が開示されている。 Patent Document 3 discloses a high-tensile hot-rolled steel sheet for automobiles that has a two-phase structure of martensite having an average particle diameter of 3 μm or less and martensite having an average particle diameter of 5 μm or less and has a high static ratio and excellent impact resistance. It is disclosed. Patent Document 4 discloses a cold-rolled steel sheet containing 75% or more of a ferrite phase having an average particle diameter of 3.5 μm or less and having a remaining structure substantially made of tempered martensite and excellent in impact absorption characteristics. Yes.
特許文献5には、予変形を加えてフェライトとマルテンサイトから構成される2相組織とし、5×102〜5×103/sの歪速度における静動差が60MPa以上を満足する冷延鋼板が開示されている。さらに、特許文献6には、85%以上のベイナイトとマルテンサイトなどの硬質相のみからなる耐衝撃特性に優れた高強度熱延鋼板が開示されている。 Patent Document 5 discloses a cold rolling in which a pre-deformation is applied to form a two-phase structure composed of ferrite and martensite and a static difference at a strain rate of 5 × 10 2 to 5 × 10 3 / s satisfies 60 MPa or more. A steel sheet is disclosed. Furthermore, Patent Document 6 discloses a high-strength hot-rolled steel sheet having excellent impact resistance properties composed of only a hard phase such as 85% or more of bainite and martensite.
従来の衝撃吸収部材の素材である鋼材(以下、単に「鋼材」ともいう。)には、以下のような課題がある。すなわち、衝撃吸収部材(以下、単に「部材」ともいう。)の衝撃吸収エネルギーを向上するには、鋼材の高強度化が必須である。 A steel material (hereinafter also simply referred to as “steel material”), which is a material of a conventional shock absorbing member, has the following problems. That is, in order to improve the impact absorption energy of an impact absorbing member (hereinafter also simply referred to as “member”), it is essential to increase the strength of the steel material.
しかしながら、非特許文献1に、衝撃吸収エネルギーを決定づける平均荷重(Fave)が、
Fave∝(σY・t2)/4
σY:有効流動応力
t:板厚
として与えられることが開示されているように、衝撃吸収エネルギーは鋼材の板厚に大きく依存する。したがって、単に鋼材を高強度化することだけでは、衝撃吸収部材について薄肉化と高衝撃吸収性能とを両立させることには限界がある。
However, in Non-Patent Document 1, the average load (F ave ) that determines the impact absorption energy is
F ave ∝ (σY · t 2 ) / 4
As disclosed that σY: effective flow stress t: given as a plate thickness, the impact absorption energy largely depends on the plate thickness of the steel material. Therefore, there is a limit in achieving both a reduction in the thickness of the impact absorbing member and a high impact absorbing performance by simply increasing the strength of the steel material.
ところで、例えば、特許文献7〜9にも開示されるように、部材の衝撃吸収エネルギーはその形状にも大きく依存する。すなわち、塑性変形仕事量を増大させるように部材の形状を最適化することによって、単に鋼材を高強度化することだけでは達成し得ないレベルまで、部材の衝撃吸収エネルギーを飛躍的に高めることができる可能性がある。 By the way, for example, as disclosed in Patent Documents 7 to 9, the impact absorption energy of the member greatly depends on its shape. In other words, by optimizing the shape of the member so as to increase the amount of plastic deformation work, it is possible to dramatically increase the shock absorption energy of the member to a level that cannot be achieved simply by increasing the strength of the steel material. There is a possibility.
しかしながら、塑性変形仕事量を増大させるように部材の形状を最適化したとしても、鋼材がその塑性変形仕事量に耐え得る変形能を有していなければ、想定していた塑性変形が完了する前に、部材に早期に割れが生じてしまい、結果的に塑性変形仕事量を増大させることができず、衝撃吸収エネルギーを飛躍的に高めることができない。また、割れが早期に部材に生じると、この部材に隣接して配置された他の部材を損傷する等の予期せぬ事態を招きかねない。 However, even if the shape of the member is optimized so as to increase the plastic deformation work, if the steel material does not have a deformability capable of withstanding the plastic deformation work, the assumed plastic deformation is completed. In addition, the member is cracked at an early stage, and as a result, the amount of plastic deformation cannot be increased, and the shock absorption energy cannot be dramatically increased. In addition, if a crack occurs in a member at an early stage, an unexpected situation such as damage to another member disposed adjacent to the member may occur.
従来は、部材の衝撃吸収エネルギーが鋼材の動的強度に依存するとの技術思想に基づいて、鋼材の動的強度を高めることが指向されてきた。しかしながら、単に鋼材の動的強度を高めることを指向するのでは顕著な変形能の低下を招く場合がある。このため、塑性変形仕事量を増大させるように部材の形状を最適化したとしても、部材の衝撃吸収エネルギーを飛躍的に高めることができるとは限らなかった。 Conventionally, it has been directed to increase the dynamic strength of a steel material based on the technical idea that the impact absorption energy of a member depends on the dynamic strength of the steel material. However, simply aiming to increase the dynamic strength of the steel material may cause a significant decrease in deformability. For this reason, even if the shape of the member is optimized so as to increase the work of plastic deformation, the impact absorption energy of the member cannot always be dramatically increased.
また、そもそも上記技術思想に基づいて製造された鋼材の使用を前提として部材の形状が検討されてきたため、部材の形状の最適化は、当初から既存の鋼材の変形能を前提として検討されており、塑性変形仕事量を増大させるように、鋼材の変形能を高め、それに基づいて部材の形状を最適化するという検討自体が、これまで十分になされていなかった。 In addition, since the shape of the member has been studied on the premise that the steel material manufactured based on the above technical idea is used, the optimization of the shape of the member has been studied from the beginning based on the deformability of the existing steel material. However, until now, the study itself of improving the deformability of the steel material and optimizing the shape of the member based on it has not been sufficiently performed so as to increase the work of plastic deformation.
さらには、鉄鋼材料の変形能は、強度の上昇に伴い著しく低下する。したがって、1400MPaを超える高強度材の衝撃吸収部材への適用は、これまでに前例がない。 Furthermore, the deformability of the steel material decreases significantly with increasing strength. Therefore, there has been no precedent for the application of high strength materials exceeding 1400 MPa to impact absorbing members.
本発明は、上記の問題点を解決するためになされたものであり、1400MPaを超える引張強度を有しつつ、衝撃割れの発生を抑制でき、衝撃吸収特性に優れる高強度鋼材およびその製造方法を提供することを目的とする。 The present invention has been made in order to solve the above-described problems. A high-strength steel material having a tensile strength exceeding 1400 MPa and capable of suppressing the occurrence of impact cracking and excellent in shock absorption characteristics and a method for producing the same are provided. The purpose is to provide.
本発明者らは、耐割れ性に優れた高衝撃吸収鋼を提案するため、衝撃吸収エネルギーを高めつつ衝撃割れの発生を抑制する方法について鋭意検討を行った結果、以下の知見を得るに至った。 In order to propose a high impact-absorbing steel with excellent crack resistance, the present inventors have intensively studied a method for suppressing the occurrence of impact cracking while increasing impact absorption energy, and as a result, have obtained the following knowledge. It was.
[衝撃吸収エネルギーの向上]
(a)鋼材の衝撃吸収エネルギーを高めるには、降伏強度および低ひずみ域での加工硬化係数を高めることが有効である。
[Improvement of shock absorption energy]
(A) In order to increase the impact absorption energy of the steel material, it is effective to increase the yield strength and the work hardening coefficient in the low strain region.
(b)降伏強度の向上には、鋼のミクロ金属組織を下部ベイナイト組織単相とすることが有効である。 (B) In order to improve the yield strength, it is effective to make the micro metal structure of the steel a single phase of the lower bainite structure.
(c)ベイナイト単相鋼の低ひずみ域での加工硬化係数の向上には、炭素含有量を高めることが有効である。 (C) Increasing the carbon content is effective for improving the work hardening coefficient in the low strain region of bainite single phase steel.
[衝撃割れの抑制]
(d)衝撃吸収部材において、衝撃荷重負荷時に割れが発生すると、エネルギー吸収能が低下するばかりでなく、隣接する他の部分の損傷原因となる。
[Inhibition of impact cracking]
(D) In the impact absorbing member, if cracking occurs when an impact load is applied, not only the energy absorbing ability is lowered, but also causes damage to other adjacent parts.
(e)しかしながら、材料強度、特に、降伏強度の上昇に伴い、衝撃過重負荷時における割れに対する感受性(以下、「衝撃割れ感受性」ともいう。)が高くなる。 (E) However, as the material strength, particularly the yield strength, increases, the sensitivity to cracking (hereinafter also referred to as “impact cracking sensitivity”) at the time of impact heavy load increases.
(f)ベイナイト単相鋼において衝撃荷重負荷時における脆化割れは旧オーステナイト粒界で発生する場合が多い。したがって、脆化割れの発生を抑制するには、旧オーステナイト粒径を微細にし、靭性を向上させることが有効である。 (F) In bainite single-phase steel, embrittlement cracks under impact load are often generated at the prior austenite grain boundaries. Therefore, in order to suppress the occurrence of embrittlement cracks, it is effective to make the prior austenite grain size fine and improve the toughness.
(g)さらに、ベイナイト単相鋼において衝撃荷重負荷時における座屈変形部の割れを抑制するには、伸び、局部延性および靭性を向上させることが有効である。 (G) Furthermore, it is effective to improve elongation, local ductility, and toughness in order to suppress cracking of the buckled deformation portion when an impact load is applied in bainite single phase steel.
(h)ベイナイト単相鋼の伸びを向上させるためには、旧オーステナイトを微細化し、ベイナイトブロックサイズを微細化することが有効である。 (H) In order to improve the elongation of the bainite single phase steel, it is effective to refine the prior austenite and the bainite block size.
(i)旧オーステナイト粒界の微細化には、MoおよびBを複合添加することが有効である。 (I) In order to refine the prior austenite grain boundaries, it is effective to add Mo and B together.
(j)MoとBとを複合的に含有させることで、オーステナイト域で転位および結晶粒界の運動が抑制され、オーステナイト粒径の微細化に寄与する。これは、MoとBとによるホウ化物、または、Mo−Bの相互作用に起因する作用効果である。 (J) By containing Mo and B in a composite manner, dislocations and movement of grain boundaries are suppressed in the austenite region, contributing to refinement of the austenite grain size. This is an effect resulting from the boride of Mo and B or the interaction of Mo-B.
(k)MoおよびBは焼入れ性の向上にも有効である。オーステナイト粒を微細化すると、焼き入れ性が低下するため、冷却中にフェライトが生成し、ベイナイト単相組織が得られ難くなる。しかしながら、MoおよびBの複合添加により焼入れ性が向上し、旧オーステナイト粒径が極微細なベイナイト単相組織を得ることができる。 (K) Mo and B are also effective in improving hardenability. When the austenite grains are refined, the hardenability decreases, so that ferrite is generated during cooling, and it is difficult to obtain a bainite single phase structure. However, the hardenability is improved by the combined addition of Mo and B, and a bainite single-phase structure in which the prior austenite grain size is extremely fine can be obtained.
本発明は、上記の知見を基礎としてなされたものであり、下記の高強度鋼材およびその製造方法を要旨とする。 The present invention has been made on the basis of the above-mentioned knowledge, and the gist thereof is the following high-strength steel material and a manufacturing method thereof.
(1)化学組成が、質量%で、
C:0.2%を超えて0.55%以下、
Si:0.1〜0.3%、
Mn:0.1〜0.3%、
Mo:1〜4%、
Ti:0.002〜0.008%、
Al:0.01〜0.2%、
B:0.001〜0.006%、
N:0.001〜0.015%、
V:0〜0.3%、
Nb:0〜0.05%、
残部:Feおよび不純物であり、
金属組織が旧オーステナイト粒径5μm以下の下部ベイナイト組織単相であり、
1400MPaを超える引張強度を有する、高強度鋼材。
(1) The chemical composition is mass%,
C: more than 0.2% and 0.55% or less,
Si: 0.1 to 0.3%,
Mn: 0.1 to 0.3%,
Mo: 1-4%
Ti: 0.002 to 0.008%,
Al: 0.01-0.2%
B: 0.001 to 0.006%,
N: 0.001 to 0.015%,
V: 0 to 0.3%
Nb: 0 to 0.05%,
Balance: Fe and impurities,
The metal structure is a single phase of a lower bainite structure having a prior austenite particle size of 5 μm or less,
A high-strength steel material having a tensile strength exceeding 1400 MPa.
(2)前記化学組成が、質量%で、
V:0.05〜0.3%、
Nb:0.01〜0.05%、
から選択される1種以上を含有する、上記(1)に記載の高強度鋼材。
(2) The chemical composition is mass%,
V: 0.05-0.3%
Nb: 0.01-0.05%
The high-strength steel material according to (1) above, which contains one or more selected from the above.
(3)上記(1)または(2)に記載の化学組成を有する鋼を、800〜900℃の温度域まで加熱した後、10℃/s以上の冷却速度で350〜450℃の温度域まで冷却し、その温度で10〜100s保持し、その後、冷却する熱処理工程を備える、高強度鋼材の製造方法。 (3) After heating the steel having the chemical composition described in the above (1) or (2) to a temperature range of 800 to 900 ° C., to a temperature range of 350 to 450 ° C. at a cooling rate of 10 ° C./s or more. A method for producing a high-strength steel material comprising a heat treatment step of cooling, holding at that temperature for 10 to 100 seconds, and then cooling.
(4)上記(1)または(2)に記載の化学組成を有する鋼を、500〜750℃の温度域において断面減少率が20%以上となるように温間加工を加えた後、800〜900℃の温度域まで加熱し、その後、10℃/s以上の冷却速度で350〜450℃の温度域まで冷却し、その温度で10〜100s保持し、その後、冷却する熱処理工程を備える、高強度鋼材の製造方法。 (4) The steel having the chemical composition described in the above (1) or (2) is subjected to warm working so that the cross-sectional reduction rate is 20% or more in a temperature range of 500 to 750 ° C., and then 800 to A heat treatment step of heating to a temperature range of 900 ° C., then cooling to a temperature range of 350 to 450 ° C. at a cooling rate of 10 ° C./s or more, holding at that temperature for 10 to 100 s, and then cooling; A manufacturing method for high strength steel.
(5)上記(1)または(2)に記載の化学組成を有する鋼を、断面減少率が20%以上となるように冷間加工を加えた後、800〜900℃の温度域まで加熱し、その後、10℃/s以上の冷却速度で350〜450℃の温度域まで冷却し、その温度で10〜100s保持し、その後、冷却する熱処理工程を備える、高強度鋼材の製造方法。 (5) The steel having the chemical composition described in (1) or (2) above is subjected to cold working so that the cross-section reduction rate is 20% or more, and then heated to a temperature range of 800 to 900 ° C. Then, it is cooled to a temperature range of 350 to 450 ° C. at a cooling rate of 10 ° C./s or higher, held at that temperature for 10 to 100 s, and then cooled, and then a method for producing a high strength steel material.
本発明によれば、衝撃荷重が負荷された時における衝撃吸収部材の割れの発生を抑制できるため、衝撃吸収部材の衝撃吸収エネルギーを飛躍的に高めることが可能となる。したがって、本発明に係る高強度鋼材は、衝撃吸収部材、特に自動車用の衝撃吸収部材の素材として用いるのに好適である。 According to the present invention, since the occurrence of cracking of the impact absorbing member when an impact load is applied can be suppressed, the impact absorbing energy of the impact absorbing member can be dramatically increased. Therefore, the high-strength steel material according to the present invention is suitable for use as a material for an impact absorbing member, particularly an automobile impact absorbing member.
以下、本発明の各要件について詳しく説明する。 Hereinafter, each requirement of the present invention will be described in detail.
1.化学組成
各元素の限定理由は下記のとおりである。なお、以下の説明において含有量についての「%」は、「質量%」を意味する。
1. Chemical composition The reasons for limiting each element are as follows. In the following description, “%” for the content means “% by mass”.
C:0.2%を超えて0.55%以下
Cは、鉄鋼材料の強度を向上させる基本的な元素である。Cはベイナイト中の炭化物を微細に分散させ、フェライト相の高強度化に寄与する。加えて、ベイナイト加工硬化性を向上させる。しかしながら、C含有量が0.2%以下では、上記作用による効果を得ることが困難である。したがって、Cは0.2%を超えて含有させる必要がある。一方、C含有量が0.55%を超えると、セメンタイトが粗大化し、延性および靭性が低下する。したがって、C含有量は0.55%以下とする。C含有量は0.25%以上であるのが望ましく、0.35%以上であるのがより望ましい。また、C含有量は0.5%以下であるのが望ましく、0.45%以下であるのがより望ましい。
C: More than 0.2% and 0.55% or less C is a basic element that improves the strength of the steel material. C finely disperses carbides in bainite and contributes to increasing the strength of the ferrite phase. In addition, the bainite processing curability is improved. However, when the C content is 0.2% or less, it is difficult to obtain the effect by the above action. Therefore, C needs to be contained exceeding 0.2%. On the other hand, when the C content exceeds 0.55%, cementite is coarsened, and ductility and toughness are lowered. Therefore, the C content is 0.55% or less. The C content is desirably 0.25% or more, and more desirably 0.35% or more. Further, the C content is desirably 0.5% or less, and more desirably 0.45% or less.
Si:0.1〜0.3%
Siは、脱酸効果により鋼中の介在物を抑制し、衝撃割れを防止する効果を有する元素である。しかしながら、Si含有量が0.1%未満では、上記の効果を得ることが困難である。したがって、Si含有量は0.1%以上とする。一方、Si含有量が0.3%を超えると、ベイナイト組織中の旧オーステナイト粒界が弱化し、かえって衝撃割れが起こりやすくなる。したがって、Si含有量は0.1〜0.3%とする。Si含有量は0.15%以上であるのが望ましく、0.25%以下であるのが望ましい。
Si: 0.1 to 0.3%
Si is an element having the effect of suppressing inclusions in the steel by the deoxidation effect and preventing impact cracking. However, if the Si content is less than 0.1%, it is difficult to obtain the above effects. Therefore, the Si content is 0.1% or more. On the other hand, if the Si content exceeds 0.3%, the prior austenite grain boundaries in the bainite structure are weakened, and impact cracks are more likely to occur. Therefore, the Si content is 0.1 to 0.3%. The Si content is desirably 0.15% or more, and desirably 0.25% or less.
Mn:0.1〜0.3%
Mnは、焼き入れ性を向上させ、ベイナイト相の生成を容易にする。しかしながら、Mn含有量が0.1%未満では、上記の効果を得ることが困難である。したがって、Mn含有量は0.1%以上とする。一方、Mn含有量が0.3%を超えると、マルテンサイト相が生成しやすくなり、延性および靭性が劣化する。したがって、Mn含有量は、0.1〜0.3%とする。Mn含有量は0.15%以上であるのが望ましく、0.25%以下であるのが望ましい。
Mn: 0.1 to 0.3%
Mn improves hardenability and facilitates the formation of a bainite phase. However, if the Mn content is less than 0.1%, it is difficult to obtain the above effects. Therefore, the Mn content is 0.1% or more. On the other hand, when the Mn content exceeds 0.3%, a martensite phase is easily generated, and ductility and toughness deteriorate. Therefore, the Mn content is 0.1 to 0.3%. The Mn content is desirably 0.15% or more, and desirably 0.25% or less.
Mo:1〜4%
Moは、Bと複合的に含有させることにより、焼入れ性を向上させ、ベイナイト相の生成を容易にする元素である。さらに、オーステナイト粒界およびオーステナイト中の転位の運動を抑制し、オーステナイト粒の微細化に寄与する。しかしながら、Mo含有量が1%未満では、上記の効果を得ることが困難である。したがって、Mo含有量は1%以上とする。一方、Mo含有量が4%を超えると、旧オーステナイト粒界に粗大な炭化物が生成し、局部延性および靭性が低下する。したがって、Mo含有量は1〜4%とする。Mo含有量は1.5%以上であるのが望ましく、3.5%以下であるのが望ましい。
Mo: 1-4%
Mo is an element that improves hardenability and facilitates the formation of a bainite phase by being compounded with B. Furthermore, it suppresses the motion of dislocations in the austenite grain boundaries and austenite, thereby contributing to refinement of the austenite grains. However, if the Mo content is less than 1%, it is difficult to obtain the above effects. Therefore, the Mo content is 1% or more. On the other hand, if the Mo content exceeds 4%, coarse carbides are generated at the prior austenite grain boundaries, and the local ductility and toughness are reduced. Therefore, the Mo content is 1 to 4%. The Mo content is desirably 1.5% or more, and desirably 3.5% or less.
Ti:0.002〜0.008%
Tiは、TiC、TiN等の炭・窒化物を生成し、結晶粒の成長に対するピンニング効果により結晶粒の粗大化を抑制する効果を有する元素である。さらに、Tiは固溶Nを低減する効果を有する。後述のようにBを含有する鋼において、固溶Nが存在すると、BとNとが結合してBNを形成するため、Bを含有させることによる効果が発揮されない。したがって、TiはBの効果を間接的に発揮させるのに有効な元素である。しかしながら、Ti含有量が0.002%未満では、上記の効果を得ることが困難である。したがって、Ti含有量は0.002%以上とする。一方、Ti含有量が0.008%を超えると、粗大なTiNが生成し、局部延性および靭性が低下する。したがって、Ti含有量は0.002〜0.008%とする。Ti含有量は0.003%以上であるのが望ましく、0.006%以下であるのが望ましい。
Ti: 0.002 to 0.008%
Ti is an element that produces carbon / nitrides such as TiC and TiN, and has an effect of suppressing the coarsening of crystal grains by a pinning effect on the growth of crystal grains. Further, Ti has an effect of reducing the solute N. In the steel containing B as will be described later, if solid solution N is present, B and N are combined to form BN, so that the effect of containing B is not exhibited. Therefore, Ti is an effective element for indirectly exerting the effect of B. However, if the Ti content is less than 0.002%, it is difficult to obtain the above effects. Therefore, the Ti content is set to 0.002% or more. On the other hand, when the Ti content exceeds 0.008%, coarse TiN is generated, and local ductility and toughness are lowered. Therefore, the Ti content is set to 0.002 to 0.008%. The Ti content is desirably 0.003% or more, and desirably 0.006% or less.
Al:0.01〜0.2%
Alは、脱酸効果により鋼中の介在物を抑制し、衝撃割れを防止する効果がある。しかしながら、Al含有量が0.01%未満では、上記の効果を得ることが困難である。一方、Al含有量が0.2%を超えると、酸化物および窒化物を粗大化し、かえって衝撃割れが助長される。したがって、Al含有量は0.01〜0.2%とする。Al含有量は0.02%以上であるのが望ましく、0.1%以下であるのが望ましい。
Al: 0.01 to 0.2%
Al has the effect of suppressing inclusions in the steel due to the deoxidation effect and preventing impact cracking. However, if the Al content is less than 0.01%, it is difficult to obtain the above effects. On the other hand, if the Al content exceeds 0.2%, the oxides and nitrides are coarsened, and impact cracking is promoted. Therefore, the Al content is set to 0.01 to 0.2%. The Al content is desirably 0.02% or more, and desirably 0.1% or less.
B:0.001〜0.006%
Bは、Moと複合的に含有させることにより、焼入れ性を向上させ、ベイナイト相の生成を容易にする元素である。しかしながら、B含有量が0.001%未満では、上記の効果を得ることが困難である。したがって、B含有量は0.001%以上とする。一方、B含有量が0.006%を超えると、旧オーステナイト粒界に粗大な炭化物が生成し、局部延性および靭性が低下する。したがって、B含有量は0.001〜0.006%とする。B含有量は0.003%以上であるのが望ましく、0.005%以下であるのが望ましい。
B: 0.001 to 0.006%
B is an element that improves the hardenability and facilitates the formation of a bainite phase by being contained in a composite with Mo. However, if the B content is less than 0.001%, it is difficult to obtain the above effects. Therefore, the B content is 0.001% or more. On the other hand, if the B content exceeds 0.006%, coarse carbides are generated at the prior austenite grain boundaries, and the local ductility and toughness deteriorate. Therefore, the B content is 0.001 to 0.006%. The B content is desirably 0.003% or more and desirably 0.005% or less.
N:0.001〜0.015%
Nは、窒化物を生成することにより、オーステナイトおよびフェライトの粒成長を抑制し、衝撃割れを抑制する効果を有する元素である。しかしながら、N含有量が0.001%未満では、上記の効果を得ることが困難である。一方、N含有量が0.015%を超えると窒化物が粗大化し、かえって衝撃割れが助長される。したがって、N含有量は0.001〜0.015%とする。N含有量は0.002%以上であるのが望ましく、0.010%以下であるのが望ましい。
N: 0.001 to 0.015%
N is an element that has the effect of suppressing austenite and ferrite grain growth and impact cracking by forming nitrides. However, when the N content is less than 0.001%, it is difficult to obtain the above effects. On the other hand, when the N content exceeds 0.015%, the nitride becomes coarse, and on the contrary, impact cracking is promoted. Therefore, the N content is 0.001 to 0.015%. The N content is desirably 0.002% or more, and desirably 0.010% or less.
V:0〜0.3%
VはMoと同様、Bと複合的に含有させることにより、焼入れ性を向上させ、ベイナイト相の生成を容易にする元素である。さらに、オーステナイト粒界およびオーステナイト中の転位の運動を抑制し、オーステナイト粒の微細化に寄与する。したがって、必要に応じてVを含有させても良い。しかしながら、V含有量が0.3%を超えると、粗大なVCおよびVNが生成し、延性および靭性が低下する。したがって、V含有量は、0〜0.3%とする。V含有量は0.25%以下であるのが望ましい。また、上記の効果を得たい場合は、V含有量を0.05%以上とすることが望ましい。
V: 0 to 0.3%
V, like Mo, is an element that improves the hardenability and facilitates the formation of the bainite phase by being contained in a composite with B. Furthermore, it suppresses the motion of dislocations in the austenite grain boundaries and austenite, thereby contributing to refinement of the austenite grains. Therefore, you may contain V as needed. However, if the V content exceeds 0.3%, coarse VC and VN are generated, and ductility and toughness are reduced. Therefore, the V content is 0 to 0.3%. The V content is desirably 0.25% or less. Moreover, when obtaining said effect, it is desirable to make V content 0.05% or more.
Nb:0〜0.05%
NbはMoと同様、Bと複合的に含有させることにより、焼入れ性を向上させ、ベイナイト相の生成を容易にする元素である。さらに、オーステナイト粒界およびオーステナイト中の転位の運動を抑制し、オーステナイト粒の微細化に寄与する。したがって、必要に応じてNbを含有させても良い。しかしながら、Nb含有量が0.05%を超えると、粗大なNbCおよびNbNが生成し、延性および靭性が低下する。したがって、Nb含有量は0〜0.05%とする。Nb含有量は0.04%以下であるのが望ましい。また、上記の効果を得たい場合は、Nb含有量を0.01%以上とすることが望ましく、0.015%以上とすることがより望ましい。
Nb: 0 to 0.05%
Nb, like Mo, is an element that improves hardenability and facilitates the formation of a bainite phase by being compounded with B. Furthermore, it suppresses the motion of dislocations in the austenite grain boundaries and austenite, thereby contributing to refinement of the austenite grains. Therefore, you may contain Nb as needed. However, if the Nb content exceeds 0.05%, coarse NbC and NbN are generated, and ductility and toughness are reduced. Therefore, the Nb content is 0 to 0.05%. The Nb content is preferably 0.04% or less. In order to obtain the above effect, the Nb content is preferably 0.01% or more, and more preferably 0.015% or more.
P:0.02%以下
Pは、不純物として含有され、粒界を脆弱にし、熱間加工性の悪化を招く。P含有量が0.02%を超えると熱間加工性の悪化が顕著となる。したがって、P含有量は0.02%以下とする。P含有量は0.015%以下であるのが望ましい。P含有量は少なければ少ないほど望ましいが、過剰な低減は著しいコスト上昇を招く。現実的な製造工程と製造コストとの観点から、P含有量は0.001%以上とすることが望ましい。
P: 0.02% or less P is contained as an impurity, weakens the grain boundary, and causes deterioration of hot workability. When the P content exceeds 0.02%, the deterioration of hot workability becomes significant. Therefore, the P content is 0.02% or less. The P content is desirably 0.015% or less. A lower P content is desirable, but excessive reduction leads to a significant cost increase. From the viewpoint of a realistic manufacturing process and manufacturing cost, the P content is preferably 0.001% or more.
S:0.005%以下
Sは、不純物として含有され、粒界を脆弱にし、熱間加工性および延性の劣化を招く。S含有量が0.005%を超えると熱間加工性および延性の劣化が顕著となる。したがって、S含有量は0.005%以下とする。S含有量は0.004%以下であるのが望ましい。S含有量は少なければ少ないほど望ましいが、過剰な低減は著しいコスト上昇を招く。現実的な製造工程と製造コストとの観点から、S含有量は0.0005%以上とすることが望ましい。
S: 0.005% or less S is contained as an impurity, weakens the grain boundary, and causes deterioration of hot workability and ductility. When the S content exceeds 0.005%, the hot workability and the ductility deteriorate significantly. Therefore, the S content is 0.005% or less. The S content is desirably 0.004% or less. The smaller the S content, the better. However, excessive reduction leads to a significant cost increase. From the viewpoint of a realistic manufacturing process and manufacturing cost, the S content is preferably 0.0005% or more.
本発明の高強度鋼材は、上記のCからSまでの元素と、残部Feおよび不純物とからなる化学組成を有する。 The high-strength steel material of the present invention has a chemical composition comprising the above-described elements from C to S, the balance Fe and impurities.
ここで「不純物」とは、鋼板を工業的に製造する際に、鉱石、スクラップ等の原料、製造工程の種々の要因によって混入する成分であって、本発明に悪影響を与えない範囲で許容されるものを意味する。 Here, “impurities” are components that are mixed due to various factors of raw materials such as ores and scraps and manufacturing processes when industrially manufacturing steel sheets, and are permitted within a range that does not adversely affect the present invention. Means something.
2.金属組織
組織:下部ベイナイト組織単相
本発明に係る高強度鋼材は、1400MPaを超える引張強度を有しつつ、延性と靭性とを向上させるため、下部ベイナイト組織単相の金属組織を有するものとする。下部ベイナイト組織とは、板状のフェライトからなり、フェライト板内にセメンタイト粒子が生成した組織である。下部ベイナイト組織は、セメンタイトが同一方向に配列する特徴があり、走査型電子顕微鏡または透過型電子顕微鏡を用いた観察によって、他の組織(マルテンサイト、フェライト、パーライト、上部ベイナイト等)と容易に峻別することができる。
2. Metal structure: Lower bainite structure single phase The high strength steel according to the present invention has a lower bainite structure single phase metal structure in order to improve ductility and toughness while having a tensile strength exceeding 1400 MPa. . The lower bainite structure is a structure made of plate-like ferrite, in which cementite particles are generated in the ferrite plate. The lower bainite structure is characterized by the fact that cementite is aligned in the same direction, and can be easily distinguished from other structures (martensite, ferrite, pearlite, upper bainite, etc.) by observation using a scanning electron microscope or transmission electron microscope. can do.
なお、本発明において「下部ベイナイト組織単相」は、セメンタイト、フェライト、オーステナイト等の下部ベイナイト以外の組織が、合計で5%未満の範囲において含まれることを許容するものとする。 In the present invention, the “single phase of the lower bainite structure” allows a structure other than the lower bainite such as cementite, ferrite, and austenite to be included within a total range of less than 5%.
旧オーステナイト結晶粒径:5μm以下
下部ベイナイト組織は、ベイナイト生成温度域の中でも低温域にあるため、ベイナイト変態に伴い、組織中で炭素の再分配が生じ、炭素の高い領域で硬質のマルテンサイト組織が生成する場合がある。下部ベイナイト組織中に硬質のマルテンサイトが生成すると、局部延性および靭性が低下する場合がある。しかしながら、旧オーステナイト粒界を微細化することによって、マルテンサイトの生成が抑制され、均質な下部ベイナイト組織が得られることが明らかとなった。
Former austenite grain size: 5 μm or less The lower bainite structure is in the low temperature region of the bainite formation temperature range, so carbon redistribution occurs in the structure due to bainite transformation, and the hard martensite structure in the high carbon region May generate. When hard martensite is generated in the lower bainite structure, local ductility and toughness may be lowered. However, it has been clarified that by reducing the prior austenite grain boundaries, the formation of martensite is suppressed and a homogeneous lower bainite structure can be obtained.
旧オーステナイト粒径が5μmを超えると、マルテンサイトの生成を抑制する効果が得られなくなる。したがって、旧オーステナイト粒径は5μm以下とする。旧オーステナイト粒径は3μm以下であるのが望ましい。旧オーステナイト粒径はできる限り小さいことが望ましいが、過剰に細粒にすることは現実的でないため、1μm以上とすることが望ましい。 When the prior austenite particle size exceeds 5 μm, the effect of suppressing the formation of martensite cannot be obtained. Therefore, the prior austenite grain size is 5 μm or less. The prior austenite particle size is desirably 3 μm or less. The prior austenite grain size is desirably as small as possible, but it is not practical to make it excessively fine, so it is desirable to make it 1 μm or more.
3.製造方法
本発明に係る高強度鋼材の製造方法について特に制限はないが、例えば、上記の化学組成を有する鋼に対して以下に示す熱処理を施すことにより製造することができる。
3. Manufacturing method Although there is no restriction | limiting in particular about the manufacturing method of the high strength steel materials which concern on this invention, For example, it can manufacture by giving the heat processing shown below with respect to steel which has said chemical composition.
3−1 熱処理前における鋼の金属組織
熱処理に供する鋼(以下、「熱処理用鋼」ともいう。)の金属組織は、フェライト、パーライト、セメンタイトおよび焼戻しマルテンサイトから選択される1種の単相組織または2種以上が混在する複相組織とすることが望ましい。その組織は細粒であるのが望ましく、フェライトとパーライトとの複合組織またはフェライトとセメンタイトとの複合組織の場合には、フェライト粒径は10μm以下に制御することが望ましい。また、焼戻しマルテンサイトの場合には、旧オーステナイト粒径を10μm以下とすることが望ましい。これらの結晶粒径は、5μm以下とすることがより望ましく、3μm以下とすることがさらに望ましい。上記の組織要件を満足する熱処理用鋼は熱間圧延、熱間鍛造、熱処理のいずれの工程で製造しても良い。
3-1 Metal structure of steel before heat treatment The metal structure of steel to be subjected to heat treatment (hereinafter also referred to as “heat-treating steel”) is a single-phase structure selected from ferrite, pearlite, cementite, and tempered martensite. Or it is desirable to set it as the multiphase structure in which 2 or more types are mixed. The structure is preferably fine-grained. In the case of a composite structure of ferrite and pearlite or a composite structure of ferrite and cementite, the ferrite particle diameter is preferably controlled to 10 μm or less. In the case of tempered martensite, it is desirable that the prior austenite grain size be 10 μm or less. The crystal grain size is more preferably 5 μm or less, and further preferably 3 μm or less. The steel for heat treatment that satisfies the above structural requirements may be produced by any process of hot rolling, hot forging, and heat treatment.
3−2 熱処理工程
上述のように、本発明に係る高強度鋼材は、上記熱処理用鋼に対して下記のステップを含む熱処理を施すことによって製造することが可能である。上記熱処理工程における各ステップについて、以下に詳しく説明する。
3-2 Heat Treatment Step As described above, the high-strength steel material according to the present invention can be manufactured by subjecting the heat treatment steel to a heat treatment including the following steps. Each step in the heat treatment process will be described in detail below.
a)加熱ステップ
本発明の熱処理工程においては、800〜900℃の温度域まで加熱する。組織をオーステナイト化するため、加熱温度は800℃以上とすることが望ましい。一方、加熱温度が900℃を超えると結晶粒が粗大化し延性および靭性に悪影響を及ぼす。したがって、加熱温度は800〜900℃の範囲にすることが望ましい。なお、加熱後、必要に応じて熱間加工を加えても良い。
a) Heating step In the heat treatment step of the present invention, heating is performed to a temperature range of 800 to 900 ° C. In order to austenize the structure, the heating temperature is desirably 800 ° C. or higher. On the other hand, when the heating temperature exceeds 900 ° C., the crystal grains become coarse and adversely affect ductility and toughness. Therefore, the heating temperature is desirably in the range of 800 to 900 ° C. In addition, you may add hot processing after a heating as needed.
b)冷却ステップ
加熱後、10℃/s以上の冷却速度で350〜450℃の温度域まで冷却した後、冷却を停止する。冷却速度が10℃/s未満であると、フェライトが析出し、下部ベイナイト組織単相とならなくなるおそれがある。また、冷却停止温度が450〜350℃の範囲でないと、ベイナイトまたはマルテンサイトの変態温度範囲とはならず、フェライトが析出するようになる。
b) Cooling step After heating, cooling is performed to a temperature range of 350 to 450 ° C at a cooling rate of 10 ° C / s or more, and then cooling is stopped. When the cooling rate is less than 10 ° C./s, ferrite precipitates and there is a possibility that the lower bainite structure single phase is not obtained. On the other hand, if the cooling stop temperature is not in the range of 450 to 350 ° C., the transformation temperature range of bainite or martensite is not achieved, and ferrite is precipitated.
c)保持ステップ
上記冷却停止温度まで冷却させた後、その温度で10〜100s保持する。この保持時間内で、ベイナイトまたはマルテンサイト変態させるが、保持時間が10s未満だと、ベイナイト変態が完了せず、伸び、局部延性、および靭性が劣化するおそれがある。一方、保持時間が100sを超えると炭化物が粗大化し靭性に悪影響を及ぼすおそれがある。
c) Holding step After cooling to the cooling stop temperature, the temperature is held for 10 to 100 s. Within this holding time, bainite or martensite transformation is performed. If the holding time is less than 10 s, the bainite transformation is not completed, and elongation, local ductility, and toughness may be deteriorated. On the other hand, if the holding time exceeds 100 s, the carbides may become coarse and adversely affect toughness.
d)その他
本発明の熱処理工程においては、上記の加熱、冷却および保持ステップの後に、400〜600℃の温度域で1h以内の焼戻し処理を行っても良い。
d) Others In the heat treatment step of the present invention, after the heating, cooling, and holding steps, a tempering treatment within 1 h may be performed in a temperature range of 400 to 600 ° C.
3−3 温間加工工程
上記の鋼に対して熱処理を行う前に温間加工を施すと、その後の熱処理で、オーステナイト結晶粒の微細化が起こりやすくなり、旧オーステナイト粒径の微細な下部ベイナイト組織からなる金属組織を有する鋼材を得るのが容易になる。温間加工を熱処理前に施す場合には、500〜750℃の温度域で、断面減少率が20%以上となるような条件で行うことが望ましい。温間加工温度が750℃を超える場合または断面減少率が20%未満の場合には、温間加工の効果が発揮されないおそれがある。一方、温間加工温度は低い方が望ましいが、現実的には500℃以上とすることが望ましく、600℃以上とすることがより望ましい。また、断面減少率は高ければ高い方が望ましいが、設備の性能上、上限は50%とすることが望ましい。なお、温間加工は、板圧延、穴型圧延、温間プレス等の一般的な工程により行うことができる。
3-3 Warm working step If the steel is warm-worked before it is heat-treated, the subsequent heat-treatment tends to make the austenite crystal grains finer, and the lower austenite grain size is finer lower bainite. It becomes easy to obtain a steel material having a metal structure composed of a structure. In the case where the warm working is performed before the heat treatment, it is desirable that the cross-section reduction rate is 20% or more in a temperature range of 500 to 750 ° C. When the warm working temperature exceeds 750 ° C. or when the cross-section reduction rate is less than 20%, the effect of warm working may not be exhibited. On the other hand, it is desirable that the warm working temperature is low, but in practice it is preferably 500 ° C. or higher, and more preferably 600 ° C. or higher. In addition, the higher the cross-sectional reduction rate, the higher is desirable, but the upper limit is desirably 50% in view of the performance of the equipment. The warm working can be performed by a general process such as plate rolling, hole rolling, warm pressing or the like.
3−4 冷間加工工程
上記の鋼に対して熱処理を行う前に冷間加工を施すと、その後の熱処理で、オーステナイト結晶粒の微細化が起こりやすくなり、旧オーステナイト粒径の微細な下部ベイナイト組織からなる金属組織を有する鋼材を得るのが容易になる。冷間加工を熱処理前に施す場合には、断面減少率が20%以上となるような条件で行うことが望ましい。断面減少率は高ければ高い方が望ましいが、設備の性能上、上限は50%とすることが望ましい。なお、冷間加工は、圧延、プレス、曲げ加工等の一般的な工程により行うことができる。
3-4 Cold working step When cold working is performed on the above steel before the heat treatment, austenite crystal grains are likely to be refined in the subsequent heat treatment, and the lower austenite grain size of the lower bainite is fine. It becomes easy to obtain a steel material having a metal structure composed of a structure. In the case where the cold working is performed before the heat treatment, it is desirable to carry out under the condition that the cross-sectional reduction rate is 20% or more. The higher the cross-sectional reduction rate, the higher is desirable, but the upper limit is preferably 50% in view of the performance of the equipment. The cold working can be performed by a general process such as rolling, pressing, or bending.
以下、実施例によって本発明をより具体的に説明するが、本発明はこれらの実施例に限定されるものではない。 EXAMPLES Hereinafter, although an Example demonstrates this invention more concretely, this invention is not limited to these Examples.
表1に示す化学組成を有する鋼を、150kgの溶鋼を真空溶製して鋳造した後、炉内温度1250℃で加熱し、950℃以上の温度で熱間鍛造を行い、さらにそれぞれ以下に示す処理を施すことで各熱処理用鋼を作製した。 After casting steel having the chemical composition shown in Table 1 by vacuum melting 150 kg of molten steel, the steel is heated at a furnace temperature of 1250 ° C., hot forged at a temperature of 950 ° C. or higher, and further shown below. The steel for heat treatment was produced by processing.
試験番号1〜4については、6パスの多パス圧延により熱間圧延を行い、920℃で総圧下率43%の仕上げ圧延を加えた後、空冷させ熱処理用鋼を作製した。また、試験番号5〜8および30については、6パスの多パス圧延により熱間圧延を行い、780℃で総圧下率65%の仕上げ圧延を加えた後、水冷させ熱処理用鋼を作製した。 For test numbers 1 to 4, hot rolling was performed by 6-pass multi-pass rolling, and finish rolling was performed at 920 ° C. with a total rolling reduction of 43%, followed by air cooling to produce steel for heat treatment. In addition, for test numbers 5 to 8 and 30, hot rolling was performed by 6-pass multi-pass rolling, and finish rolling was performed at 780 ° C. with a total rolling reduction of 65%, followed by water cooling to produce a heat-treating steel.
試験番号9〜16については、850℃で30minのオーステナイト化熱処理後、水冷させ、その後、680℃で2hの焼戻し処理を行い、熱処理用鋼を作製した。そのうち、試験番号13〜16については、焼戻し処理の後に650℃で総圧下率40%の温間圧延を施した。 For test numbers 9 to 16, austenitizing heat treatment at 850 ° C. for 30 minutes, followed by water cooling, followed by tempering treatment at 680 ° C. for 2 hours to produce heat-treated steel. Among them, for test numbers 13 to 16, warm rolling was performed at 650 ° C. with a total rolling reduction of 40% after the tempering treatment.
試験番号17〜20については、6パスの多パス圧延により熱間圧延を行い、850℃で総圧下率43%の仕上げ圧延を加えた後、室温まで空冷させ、その後、総圧下40%の冷間圧延を施し、熱処理用鋼とした。そして、試験番号21〜23については、6パスの多パス圧延により熱間圧延を行い、780℃で総圧下率65%の仕上げ圧延を加えた後、室温まで空冷させ、その後、総圧下率40%の冷間圧延を施し、熱処理用鋼とした。 For test numbers 17 to 20, hot rolling was performed by 6-pass multi-pass rolling, and finish rolling with a total reduction ratio of 43% was added at 850 ° C., and then air-cooled to room temperature. Thereafter, cooling with a total reduction of 40% was performed. Hot rolling was performed to obtain a steel for heat treatment. And about test numbers 21-23, after hot-rolling by multipass rolling of 6 passes, after finishing rolling of 65% of total rolling reduction at 780 degreeC, it is air-cooled to room temperature, Then, total rolling reduction of 40 % Of the steel was cold-rolled to obtain a heat-treating steel.
試験番号24については、4パスの多パス圧延により熱間圧延を行い、920℃で総圧下率35%の仕上げ圧延を加えた後、空冷させ、その後、総圧下率25%の冷間圧延を施し、熱処理用鋼とした。試験番号25および26については、6パスの多パス圧延により熱間圧延を行い、830℃で総圧下率53%の仕上げ圧延を加えた後、水冷させ、その後、650℃でそれぞれ総圧下率30%および40%の温間圧延を施し、熱処理用鋼とした。 For test No. 24, hot rolling was performed by multi-pass rolling of 4 passes, and after finishing rolling at 920 ° C. with a total rolling reduction of 35%, air cooling was performed, and then cold rolling with a total rolling reduction of 25% was performed. To give steel for heat treatment. For test numbers 25 and 26, hot rolling was performed by 6-pass multi-pass rolling, finish rolling with a total reduction ratio of 53% was added at 830 ° C., water cooling was performed, and then the total reduction ratio was 30 at 650 ° C. % And 40% warm rolling were performed to obtain heat-treated steel.
試験番号27および28については、6パスの多パス圧延により熱間圧延を行い、780℃で総圧下率65%の仕上げ圧延を加えた後、水冷させ、その後、650℃で40%の温間圧延を施し、熱処理用鋼とした。試験番号29については、850℃で30minのオーステナイト化熱処理後、水冷させ、その後、680℃で2hの焼戻し処理を行った。その後、650℃で40%の温間圧延を施し、熱処理用鋼とした。 For test numbers 27 and 28, hot rolling was performed by multi-pass rolling of 6 passes, and finish rolling with a total rolling reduction of 65% was added at 780 ° C., followed by water cooling, followed by 40% warm at 650 ° C. Rolling was performed to obtain steel for heat treatment. For test number 29, austenitizing heat treatment at 850 ° C. for 30 minutes, followed by water cooling, followed by tempering treatment at 680 ° C. for 2 hours. Then, 40% warm rolling was performed at 650 ° C. to obtain a steel for heat treatment.
上記の熱処理用鋼からそれぞれ試験片を切り出した後、鏡面研磨した。その後、ナイタール腐食、またはピクリン酸腐食し、走査型電子顕微鏡(倍率3000倍)を用いて、各試料5視野について観察し、金属組織の同定および平均粒径の測定を行った。ここで平均粒径とは、ASTM−E112に準拠して求めたASTM公称粒径を意味する。なお、ASTM公称粒径は、平均粒切片を1.13倍することにより算出することができる。 Specimens were cut out from the above steel for heat treatment and then mirror polished. Thereafter, the steel was corroded with nital or picric acid, and was observed with respect to 5 visual fields of each sample using a scanning electron microscope (magnification 3000 times), and the metal structure was identified and the average particle diameter was measured. Here, the average particle size means the ASTM nominal particle size obtained in accordance with ASTM-E112. The ASTM nominal particle size can be calculated by multiplying the average particle section by 1.13.
上記の工程で得た熱処理用鋼の板厚は、いずれも2mmである。各熱処理用鋼に対して熱処理を施し、鋼材を製造した。熱処理は、加熱ステップ、冷却ステップおよび保持ステップを含むものであり、各処理条件は表2に示すとおりである。その後、各鋼材の特性の評価を行った。特性の評価項目は、引張特性、靭性(シャルピー衝撃特性)および曲げ特性である。特性の評価方法について以下に説明する。 The plate | board thickness of the steel for heat processing obtained at said process is all 2 mm. Each steel for heat treatment was heat treated to produce a steel material. The heat treatment includes a heating step, a cooling step, and a holding step, and each processing condition is as shown in Table 2. Thereafter, the characteristics of each steel material were evaluated. Evaluation items of characteristics are tensile characteristics, toughness (Charpy impact characteristics) and bending characteristics. The characteristic evaluation method will be described below.
<引張特性>
JIS13号引張試験片を採取して引張試験を行うことにより、0.2%耐力(MPa)、最大引張応力(MPa)、降伏比、伸び(%)および幅絞り(%)の値を測定した。
<Tensile properties>
By taking a JIS No. 13 tensile test piece and conducting a tensile test, the values of 0.2% yield strength (MPa), maximum tensile stress (MPa), yield ratio, elongation (%), and width drawing (%) were measured. .
<靭性>
靭性はシャルピー衝撃試験により評価した。上記の2mmの鋼板サンプルを5枚積層してネジ止めした後、断面が10mm角になるよう加工し、積層体を作製した。その後、積層体の側面に深さが2mm、角度が45°のVノッチを、亀裂断面が上記の10mm角の断面と平行に入るように加工して、シャルピー衝撃試験片とした。衝撃特性は、温度0℃における衝撃エネルギーで評価した。
<Toughness>
Toughness was evaluated by Charpy impact test. After laminating 5 pieces of the above-mentioned 2 mm steel plate samples and screwing them, the cross section was processed so as to have a 10 mm square to produce a laminate. Thereafter, a V notch having a depth of 2 mm and an angle of 45 ° was processed on the side surface of the laminate so that the crack cross section was parallel to the 10 mm square cross section to obtain a Charpy impact test piece. Impact characteristics were evaluated by impact energy at a temperature of 0 ° C.
<曲げ特性>
曲げ特性は、曲げ半径5mmおよび7mmで曲げ加工を行った後の亀裂の有無で評価した。なお、亀裂の有無は実体顕微鏡を用いて判定した。
<Bending characteristics>
Bending characteristics were evaluated based on the presence or absence of cracks after bending at bending radii of 5 mm and 7 mm. The presence or absence of cracks was determined using a stereomicroscope.
本発明では、0.2%耐力:1200MPa以上、降伏比:0.85以上、伸び:10%以上、幅絞り:10%以上、シャルピー値:30J/cm2以上、曲げ性:R=7mm、5mmともに割れなし、という条件を全て満足するものを、「衝撃吸収特性に優れる」と判断した。 In the present invention, 0.2% proof stress: 1200 MPa or more, yield ratio: 0.85 or more, elongation: 10% or more, width drawing: 10% or more, Charpy value: 30 J / cm 2 or more, bendability: R = 7 mm, Those satisfying all the conditions that there was no crack in 5 mm were judged to be “excellent in impact absorption characteristics”.
表2から分かるように、比較例である試験番号1、5、13および28は、鋼材の金属組織が下部ベイナイト組織単相となっていないため、必要な引張強度が得られず、0.2%耐力および降伏比も悪かった。試験番号2は、鋼材の金属組織が下部ベイナイト組織単相となっておらず、また旧オーステナイト粒径も粗大であるため、シャルピー衝撃特性および曲げ特性がわずかに劣る結果となった。試験番号3、4、7〜9、12、16および23は、鋼材の金属組織がマルテンサイト単相となり、また旧オーステナイト粒径も粗大であるため、0.2%耐力、降伏比、伸び、シャルピー衝撃特性および曲げ特性の全てが劣る結果となった。 As can be seen from Table 2, test numbers 1, 5, 13 and 28, which are comparative examples, do not provide the necessary tensile strength because the metal structure of the steel material is not a single phase of the lower bainite structure. The% yield strength and yield ratio were also poor. Test No. 2 resulted in slightly inferior Charpy impact properties and bending properties because the metal structure of the steel material was not a single phase of the lower bainite structure and the prior austenite grain size was also coarse. Test Nos. 3, 4, 7-9, 12, 16 and 23 have a steel structure having a martensite single phase and a coarse austenite grain size, so 0.2% proof stress, yield ratio, elongation, All Charpy impact properties and bending properties were inferior.
試験番号10および24は、金属組織が下部ベイナイト組織単相であるものの、旧オーステナイト粒径も粗大であるため、シャルピー衝撃特性および曲げ特性が劣る結果となった。試験番号11および15は、鋼材の金属組織がマルテンサイト単相となり、また旧オーステナイト粒径も粗大であるため、降伏比、伸び、シャルピー衝撃特性および曲げ特性が劣る結果となった。 In Test Nos. 10 and 24, although the metal structure was a single phase of the lower bainite structure, the prior austenite grain size was also coarse, resulting in poor Charpy impact properties and bending properties. Test Nos. 11 and 15 resulted in inferior yield ratio, elongation, Charpy impact property and bending property because the metal structure of the steel material was a martensite single phase and the prior austenite grain size was also coarse.
試験番号25は、SiおよびMoの含有量が規定の範囲から外れており、試験番号26は、MnおよびMoの含有量が規定の範囲から外れており、ともに鋼材の金属組織が下部ベイナイト組織単相となっていないため、降伏比、伸び、シャルピー衝撃特性および曲げ特性が劣る結果となった。試験番号29および20は、B含有量が規定の範囲から外れており、鋼材の金属組織が下部ベイナイト組織単相となっていないため、必要な引張強度が得られず、0.2%耐力および降伏比も悪かった。 In Test No. 25, the contents of Si and Mo are out of the specified range, and in Test No. 26, the contents of Mn and Mo are out of the specified range. Since it was not a phase, the yield ratio, elongation, Charpy impact property and bending property were inferior. In Test Nos. 29 and 20, since the B content is out of the specified range, and the metal structure of the steel material is not a single phase of the lower bainite structure, the necessary tensile strength cannot be obtained, 0.2% proof stress and The yield ratio was also bad.
一方、本発明例である試験番号6、14、17〜22および27は、1400MPaを超える引張強度を有しており、0.2%耐力、降伏比、伸び、シャルピー衝撃特性および曲げ特性の全てが良好であり、衝撃吸収特性に優れることが明らかである。 On the other hand, Test Nos. 6, 14, 17-22 and 27, which are examples of the present invention, have a tensile strength exceeding 1400 MPa, and all of 0.2% proof stress, yield ratio, elongation, Charpy impact property and bending property. It is clear that it has good shock absorption characteristics.
本発明によれば、衝撃荷重が負荷された時における衝撃吸収部材の割れの発生を抑制できるため、衝撃吸収部材の衝撃吸収エネルギーを飛躍的に高めることが可能となる。したがって、本発明に係る高強度鋼材は、衝撃吸収部材、特に自動車用の衝撃吸収部材の素材として用いるのに好適である。 According to the present invention, since the occurrence of cracking of the impact absorbing member when an impact load is applied can be suppressed, the impact absorbing energy of the impact absorbing member can be dramatically increased. Therefore, the high-strength steel material according to the present invention is suitable for use as a material for an impact absorbing member, particularly an automobile impact absorbing member.
Claims (5)
C:0.2%を超えて0.55%以下、
Si:0.1〜0.3%、
Mn:0.1〜0.3%、
Mo:1〜4%、
Ti:0.002〜0.008%、
Al:0.01〜0.2%、
B:0.001〜0.006%、
N:0.001〜0.015%、
V:0〜0.3%、
Nb:0〜0.05%、
残部:Feおよび不純物であり、
金属組織が旧オーステナイト粒径5μm以下の下部ベイナイト組織単相であり、
1400MPaを超える引張強度を有する、高強度鋼材。 Chemical composition is mass%,
C: more than 0.2% and 0.55% or less,
Si: 0.1 to 0.3%,
Mn: 0.1 to 0.3%,
Mo: 1-4%
Ti: 0.002 to 0.008%,
Al: 0.01-0.2%
B: 0.001 to 0.006%,
N: 0.001 to 0.015%,
V: 0 to 0.3%
Nb: 0 to 0.05%,
Balance: Fe and impurities,
The metal structure is a single phase of a lower bainite structure having a prior austenite particle size of 5 μm or less,
A high-strength steel material having a tensile strength exceeding 1400 MPa.
V:0.05〜0.3%、
Nb:0.01〜0.05%、
から選択される1種以上を含有する、請求項1に記載の高強度鋼材。 The chemical composition is mass%,
V: 0.05-0.3%
Nb: 0.01-0.05%
The high-strength steel material of Claim 1 containing 1 or more types selected from these.
請求項1または請求項2に記載の化学組成を有する鋼を、800〜900℃の温度域まで加熱した後、10℃/s以上の冷却速度で350〜450℃の温度域まで冷却し、その温度で10〜100s保持し、その後、冷却する熱処理工程を備える、高強度鋼材の製造方法。 A method for producing the high-strength steel material according to claim 1 or 2,
The steel having the chemical composition according to claim 1 or 2 is heated to a temperature range of 800 to 900 ° C, and then cooled to a temperature range of 350 to 450 ° C at a cooling rate of 10 ° C / s or more. A method for producing a high-strength steel material, comprising a heat treatment step of holding at a temperature for 10 to 100 seconds and then cooling.
請求項1または請求項2に記載の化学組成を有する鋼を、500〜750℃の温度域において断面減少率が20%以上となるように温間加工を加えた後、800〜900℃の温度域まで加熱し、その後、10℃/s以上の冷却速度で350〜450℃の温度域まで冷却し、その温度で10〜100s保持し、その後、冷却する熱処理工程を備える、高強度鋼材の製造方法。 A method for producing the high-strength steel material according to claim 1 or 2,
The steel having the chemical composition according to claim 1 or claim 2 is subjected to warm working so that the cross-sectional reduction rate is 20% or more in a temperature range of 500 to 750 ° C, and then a temperature of 800 to 900 ° C. High-strength steel material comprising a heat treatment step of heating to a temperature range, then cooling to a temperature range of 350 to 450 ° C. at a cooling rate of 10 ° C./s or more, holding at that temperature for 10 to 100 seconds, and then cooling. Method.
請求項1または請求項2に記載の化学組成を有する鋼を、断面減少率が20%以上となるように冷間加工を加えた後、800〜900℃の温度域まで加熱し、その後、10℃/s以上の冷却速度で350〜450℃の温度域まで冷却し、その温度で10〜100s保持し、その後、冷却する熱処理工程を備える、高強度鋼材の製造方法。 A method for producing the high-strength steel material according to claim 1 or 2,
The steel having the chemical composition according to claim 1 or claim 2 is subjected to cold working so that the cross-sectional reduction rate is 20% or more, and then heated to a temperature range of 800 to 900 ° C. A method for producing a high-strength steel material, comprising a heat treatment step of cooling to a temperature range of 350 to 450 ° C at a cooling rate of ° C / s or more, holding the temperature for 10 to 100 seconds, and then cooling.
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