JP6380781B1 - 冷延鋼板とその製造方法 - Google Patents
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Abstract
Description
例えば、特許文献1には、Nb、TiおよびVから選ばれる1種以上を合計で0.008〜0.05mass%含有する冷延板を、(Ac1+Ac3)/2〜Ac3と比較的高温の二相温度域で均熱焼鈍した後、400℃未満まで2〜200℃/sの冷却速度で冷却することで、フェライトを主相とし、第2相としてマルテンサイトを含む鋼組織からなる、伸びフランジ性と耐衝突特性に優れた高強度鋼板を得る技術が開示されている。
また、上記特許文献2の技術は、NbやTiの添加量が少なく、フェライト粒が粗大化して、降伏応力が低下するため、得られる鋼板の降伏比は高々0.60程度であり、本発明が目的とする高い降伏比を達成することはできない。
また、上記特許文献3の技術は、低温焼鈍を志向しているため、鋼板組織中のフェライトの大部分が未再結晶フェライトとなるため、引張強さの異方性が大きくなるという問題がある。
また、上記特許文献4の技術は、Mn含有量が比較的少なく、鋼板組織の第2相中に占めるマルテンサイトの分率が少ないため、本発明が目的とする優れた耐時効性が得られない。
また、上記特許文献5の技術は、低温焼鈍を志向しており、しかも、CやMnの含有量が少ないため、マルテンサイトの生成量が少なくなり、本発明が目的とする耐時効性に優れた高強度鋼板が得られない。
上記のように、従来技術においては、高強度でありながら、優れた耐時効性と高い降伏比を有し、しかも、引張強さの等方性に優れる冷延鋼板を製造する技術は確立されていない。
(1) 製品である冷延鋼板(以降、「製品板」ともいう。)に優れた耐時効性を付与するためには、鋼板組織をフェライト基地中にマルテンサイトが均一微細に分散した組織とすることが、また、上記の優れた耐時効性と高い降伏比とを両立させるためには、Nbおよび/またはTiを合計で0.04mass%程度添加し、フェライト結晶粒径の微細化を図ることが有効である。
(2) 製品板のフェライト組織中に、未再結晶のフェライトが多く残留していると、引張強さの異方性が著しく増大する。そのため、冷間圧延後の連続焼鈍における焼鈍温度(均熱温度)を高め、再結晶を十分に進行させるのが望ましい。しかし、高温焼鈍すると、オーステナイトが多量に生成するため、均熱後の冷却速度が遅い場合には、オーステナイトがフェライトに変態した後、引き続いてパーライトが生成するため、その後の冷却でマルテンサイトが十分に得られず、また、1次冷却後の保持温度を制御しない場合には、オーステナイトがベイナイトに変態してマルテンサイトがベイナイトなどで分断された分散状態となり、マルテンサイトをフェライト基地中に均一分散させることができなくなるため、優れた耐時効性が得られない。
(3) しかし、高温で均熱焼鈍後、600℃までを急冷(1次冷却)して、冷却中のパーライト変態を抑制した後、600〜500℃の温度域で一定時間滞留して、オーステナイトのフェライトへの変態を促進し、オーステナイトを縮小させてフェライト基地中に微細分散した状態するとともに、オーステナイト中への合金元素の濃化を促進した後、2次冷却してオーステナイトをマルテンサイトに変態させることで、マルテンサイトをフェライト基地中に均一微細に分散させることができ、優れた耐時効性を得ることができる。
(4) すなわち、NbやTiを適正量添加し、連続焼鈍における均熱焼鈍温度とその後の冷却条件を適正に制御し、鋼板組織におけるフェライト基地中のマルテンサイトの分散状態を適正に制御することで、高強度で、優れた耐時効性と高い降伏比を有し、しかも、引張強さの等方性に優れる冷延鋼板を得ることができる。
本発明の冷延鋼板は、所定の成分組成を有する熱延鋼板を冷間圧延した後、高温で連続焼鈍を施すことにより、鋼板組織を適正に制御した冷延鋼板であり、上記冷延鋼板には、上記連続焼鈍を施したままの冷延鋼板(CR)の他、電気亜鉛めっき鋼板(GE)、溶融亜鉛めっき鋼板(GI)、合金化溶融亜鉛めっき鋼板(GA)等の亜鉛系めっき層を有する冷延鋼板も含まれる。
本発明の冷延鋼板は、その鋼組織が、面積率で、フェライトが85%以上、マルテンサイトが3〜15%、未再結晶フェライトが5%以下で、上記フェライトの平均結晶粒径dが2〜8μm、上記フェライトの平均結晶粒径d(μm)に対する上記マルテンサイトの最近接粒子間隔の平均値L(μm)の比(L/d)が0.20〜0.80の範囲にあることが必要である。
フェライトは、本発明の冷延鋼板の鋼組織において、主相をなす組織であり、良好な延性を確保するため、面積率で85%以上存在することが必要である。85%未満では、マルテンサイト等の比率が増加するため、引張強さが本発明が目的とする強度範囲を超えてしまうおそれがある。よって、フェライトの面積率を85%以上とする。好ましくは90%以上である。
マルテンサイトは、硬質な組織であり、製品板の引張強さを高めるとともに、耐時効性の向上にも寄与する重要な組織である。マルテンサイトが面積率で3%未満では、マルテンサイトの最近接粒子間隔Lが増大してL/dが0.80を超えるため、耐時効性が劣るようになる。一方、マルテンサイトの面積率が15%を超えると、降伏応力に比べて引張強さが過度に上昇するため、降伏比が低下してしまう。そのため、マルテンサイトは、面積率で3〜15%の範囲とする。好ましくは5〜12%の範囲である。
未再結晶フェライトは、引張強さの異方性に悪影響を及ぼす好ましくない組織であり、圧延方向に対して45°方向の引張強さTSDと90°方向の引張強さTSCの比(TSD/TSC)であるTS比を0.95以上とするためには、未再結晶フェライトが面積率で5%以下であることが必要である。なお、本発明においては、未再結晶フェライトは少ないほどよく、好ましくは3%以下、より好ましくは0%である。
本発明の冷延鋼板において、フェライトの平均結晶粒径は、0.68以上の降伏比と優れた耐時効性を両立するための重要な要件である。フェライトの平均結晶粒径dが2μm未満では、L/dが0.80を超えるため、耐時効性の低下を招く。一方、フェライトの平均結晶粒径が8μmを超えると、降伏応力YSが低下するため、降伏比YRが0.68以上を確保できなくなる。よって、フェライトの平均結晶粒径は2〜8μmの範囲とする。好ましくは3〜7μmの範囲である。
フェライトの平均結晶粒径d(μm)に対するマルテンサイトの最近接粒子間隔の平均値L(μm)の比(L/d)は、優れた耐時効性を得るための重要な要件である。この原因は必ずしも明らかではないが、マルテンサイトが生成すると、変態時の体積膨張によってマルテンサイトを囲むフェライトに圧縮応力場が発生することが何らかの影響を及ぼしている可能性が考えられる。しかし、L/dが0.20未満では、マルテンサイトがベイナイトなどで分断されており、フェライト基地中に均一に分散しなくなり、上記効果が得られなくなるため、耐時効性が低下する。一方、L/dが0.80を超えると、フェライト粒径に対してマルテンサイト間の距離が大きくなり過ぎ、フェライトに十分な圧縮応力が付与されなくなるため、耐時効性が低下する。このため、L/dは、0.20〜0.80の範囲とする必要がある。好ましくは0.30〜0.60の範囲である。
本発明の冷延鋼板は、基本成分として、C:0.06〜0.14mass%、Si:0.50mass%未満、Mn:1.6〜2.5mass%、P:0.10mass%以下、S:0.020mass%以下、Al:0.01〜0.10mass%、N:0.010mass%以下、Nb:0.080mass%以下(0mass%を含む)、Ti:0.080mass%以下(0mass%を含む)、かつ、NbとTiを合計で0.020〜0.080mass%を含有する成分組成を有する。以下、具体的に説明する。
Cは、鋼板組織中のマルテンサイトの分率を増加させることから、降伏応力と引張強さを高めるのに有効な元素である。また、Cは、マルテンサイトの分散形態を介して、耐時効性の向上にも寄与する。C含有量が0.06mass%未満では、マルテンサイトが面積率で3%未満となり、マルテンサイトがフェライト基地中に微細分散しなくなるため、本発明が目的とする優れた耐時効性が得られない。一方、C含有量が0.14mass%を超えると、マルテンサイトが過度に生成して、降伏応力に比べて引張強さが大きく上昇するため、本発明が目的とする高降伏比が得られなくなる。よって、Cは0.06〜0.14mass%の範囲とする。好ましくは0.07〜0.12mass%の範囲である。
Siは、フェライトを固溶強化するので、降伏応力と引張強さを高めるのに有効な元素である。しかし、Siは、連続焼鈍の均熱焼鈍時に鋼板表面に濃化して酸化物を形成し、製品板の表面品質を低下させるため、本発明では、Siの含有量を0.50mass%未満に制限する。好ましくは0.30mass%以下、より好ましくは0.30mass%未満、さらに好ましくは0.25mass%未満である。なお、降伏応力や引張強さは、Si添加以外の方法でも高めることができるので、本発明においては、Siを積極的に添加しなくてもよい。なお、Si含有量の下限は、溶製コストの観点から、好ましくは0.005mass%である。
Mnは、鋼板組織中のマルテンサイトの分率を増加させることから、降伏応力と引張強さを高めるのに有効な元素である。しかし、Mn含有量が1.6mass%未満では、上記の効果が小さく、マルテンサイトが面積率で3%未満となるため、優れた耐時効性が得られない。一方、Mn含有量が2.5mass%を超えると、マルテンサイトが過度に生成するため、降伏比が低下する。よってMnの含有量は1.6〜2.5mass%の範囲とする。好ましくは1.8〜2.3mass%の範囲である。
Pは、フェライトを固溶強化することから、降伏応力と引張強さを高めるのに有効な元素であり、上記効果を得るため、適宜添加することができる。上記Pの効果を得るためには、0.001mass%以上添加するのが好ましい。しかし、0.10mass%を超えて添加しても、固溶強化の効果は飽和するだけでなく、スポット溶接性の低下を招く。また、溶融亜鉛めっき鋼板や合金化溶融亜鉛めっき鋼板の場合、製品板の表面品質を低下させる。そのため、Pの含有量は0.10mass%以下に制限する。好ましくは0.030mass%以下、さらに好ましくは0.020mass%以下である。
Sは、精錬工程で鋼中に不可避的に混入してくる不純物元素であり、MnSなどの介在物を形成して熱間圧延時の延性を低下し、表面欠陥を引き起こしたり、製品板の表面品質を損ねたりするので、できるだけ低減するのが好ましい。したがって、本発明においては、Sは0.020mass%以下に制限する。好ましくは0.010mass%以下、さらに好ましくは0.005mass%以下である。なお、S含有量の下限は、溶製コストの観点から、好ましくは0.0001mass%である。
Alは、精錬工程において、脱酸材として、また、固溶NをAlNとして固定させるために添加される元素である。上記効果を十分に得るためには、0.01mass%以上添加する必要がある。一方、Al添加量が0.10mass%を超えると、鋳造凝固時に粗大なAlNが析出して、スラブ割れ等の表面欠陥を引き起こすおそれがある。よって、Alの含有量は0.01〜0.10mass%の範囲とする。好ましくは0.01〜0.07mass%、さらに好ましくは0.01〜0.06mass%の範囲である。
Nは、精錬工程で鋼中に不可避的に混入してくる不純物元素である。N含有量が0.010mass%を超えると、鋳造凝固時に粗大なNb炭窒化物やTi炭窒化物が析出して、例えば、連続鋳造における鋳片の曲げ戻し時にスラブ表面に割れを引き起こしたり、熱間圧延に先立つスラブ再加熱でも十分に溶解せずに粗大な析出物のまま残留して、製品板の成形性の低下を招いたりするおそれがある。よって、Nの含有量は0.010mass%以下に制限する。好ましくは0.005mass%以下である。なお、N含有量の下限は、溶製コストの観点から、好ましくは0.0005mass%である。
NbやTiは、いずれも連続焼鈍における昇温時や均熱時にNb炭窒化物やTi炭窒化物として析出することで、フェライト平均結晶粒の微細化と降伏比の上昇に寄与する重要な元素である。NbとTiの上記効果はほぼ同等である。NbとTiが合計で0.020mass%未満では、Nb炭窒化物やTi炭窒化物の析出量が少なく、連続焼鈍時にフェライトが粗大化し、微細なフェライト平均結晶粒径が得られなくなるため、本発明が目的とする高降伏比が得られなくなる。一方、NbとTiの合計が0.080mass%を超えると、その効果が飽和するばかりでなく、製品板に未再結晶フェライトが多量に残存するようになるため、引張強さが上昇し、引張強さの異方性も大きくなる。また、鋳造凝固時に粗大なNb炭窒化物やTi炭窒化物が生成してスラブ割れを引き起こしたり、析出したNb炭窒化物やTi炭窒化物がスラブ再加熱時に十分に溶解せず、製品板の表面欠陥を引き起こしたりするおそれがある。よって、NbおよびTiは、Nb:0.080mass%以下(0mass%を含む)、Ti:0.080mass%以下(0mass%を含む)、かつ、NbとTiの合計:0.020〜0.080mass%の範囲とする必要がある。好ましくは、Nb:0.060mass%以下(0mass%を含む)、Ti:0.060mass%以下(0mass%を含む)、かつ、NbとTiの合計:0.030〜0.060mass%、さらに好ましくは、Nb:0.050mass%以下(0mass%を含む)、Ti:0.050mass%以下(0mass%を含む)、NbとTiの合計:0.030〜0.050mass%の範囲である。
Crは、焼入性を向上させマルテンサイトを増加させる効果を有するため添加することができる。上記効果を得るためには、0.02mass%以上添加するのが好ましい。しかし、0.3mass%を超えると、焼入性が向上し過ぎて、マルテンサイトが過剰に生成し、降伏比の低下を招くおそれがある。また、連続焼鈍時に、鋼板表面に濃化し、酸化物が過剰に生成して表面性状の劣化を招くおそれがある。したがって、Crを添加する場合は、上限を0.3mass%とするのが好ましい。より好ましくは0.2mass%以下である。
Moは、焼入性を向上させマルテンサイトを増加させる効果を有するため添加することができる。上記効果を得るためには、0.02mass%以上添加するのが好ましい。しかし、0.3mass%を超えると、焼入性が向上し過ぎて、マルテンサイトが過剰に生成し、降伏比の低下を招くおそれがある。また、製品板が冷延鋼板の場合、化成処理性の劣化を招くおそれもある。よって、Moを添加する場合は、0.3mass%以下とするのが好ましい。より好ましくは0.2mass%以下である。
Bは、焼入性を向上させマルテンサイトを増加させる効果を有するため添加することができる。上記効果を得るためには、0.0005mass%以上添加するのが好ましい。しかし、0.005mass%を超えると、焼入性が向上し過ぎて、マルテンサイトが過剰に生成し、降伏比の低下を招くおそれがある。よって、Bを添加する場合は、0.005mass%以下とするのが好ましい。より好ましくは0.002mass%以下である。
Cuは、焼入性を向上させマルテンサイトを増加させる効果を有するため添加することができる。上記効果を得るためには、0.02mass%以上添加するのが好ましい。しかし、0.3mass%を超えると、焼入性が向上し過ぎて、マルテンサイトが過剰に生成し、降伏比の低下を招くおそれがある。また、製品板が冷延鋼板の場合、化成処理性の劣化を招くおそれがある。また、製品板が合金化溶融亜鉛めっき鋼板の場合、合金化反応が遅延するため、合金化処理の高温度化を招くおそれもある。したがって、Cuを添加する場合には、0.3mass%以下とするのが好ましい。より好ましくは0.2mass%以下である。
Niは、焼入性を向上させマルテンサイトを増加させる効果を有するため添加することができる。上記効果を得るためには、0.02mass%以上添加するのが好ましい。しかし、0.3mass%を超えると、焼入性が向上し過ぎて、マルテンサイトが過剰に生成し、降伏比の低下を招くおそれがある。よって、Niを添加する場合は、0.3mass%以下とするとするのが好ましい。より好ましくは0.2mass%以下である。
Sbは、焼入性を向上させマルテンサイトを増加させる効果を有するため添加することができる。上記効果を得るためには、0.0005mass%以上添加するのが好ましい。しかし、0.3mass%を超えると、鋼の脆化を招き、製品板の曲げ性が低下するおそれがある。よって、Sbを添加する場合は、0.3mass%以下とするのが好ましい。より好ましくは0.02mass%以下である。
本発明の冷延鋼板は、上記成分組成を有する鋼を通常公知の精錬プロセスで溶製し、鋼スラブ(鋼片)とした後、該スラブを熱間圧延して熱延板とし、酸洗して脱スケールし、冷間圧延して所定の板厚の冷延板とした後、所定の鋼組織と機械的特性を付与する連続焼鈍を施すことにより製造する。なお、上記連続焼鈍を施した鋼板は、そのまま冷延鋼板(CR)の製品板としてもよく、また、上記冷延鋼板に電気亜鉛めっきを施して、電気亜鉛めっき鋼板(GE)としてもよい。また、上記連続焼鈍工程に溶融亜鉛めっき工程を組み入れて、溶融亜鉛めっき鋼板(GI)としたり、さらに、上記溶融亜鉛めっき鋼板(GI)に合金化処理を施して、合金化溶融亜鉛めっき鋼板(GA)としたりしてもよい。また、上記連続焼鈍後あるいは亜鉛系めっき処理後の鋼板に、さらに、調質圧延等を施してもよい。以下、具体的に説明する。
ここで、上記連続焼鈍は、840〜940℃の温度域まで加熱し、該温度域に30〜120秒間滞留する均熱焼鈍を施した後、上記均熱温度から600℃までを平均冷却速度5℃/s以上で冷却する1次冷却し、600〜500℃の温度域で30〜300秒滞留した後、100℃以下に冷却する2次冷却を行うことが重要である。
連続焼鈍の均熱焼鈍温度は、圧延組織を十分に再結晶させるために重要な要件である。また、該温度域で均熱焼鈍することで、オーステナイトが生成し、その後の600〜500℃の温度域での滞留時に、オーステナイトのフェライト変態が適度に進行するため、製品板において所定のマルテンサイト分率とマルテンサイトの最近接粒子間隔が得られる。均熱温度が840℃未満では、圧延組織が十分に再結晶せず、未再結晶フェライトが残存するようになるため、引張強さの異方性が増大する。また、均熱焼鈍時のオーステナイトが未再結晶フェライト基地中に分散するため、オーステナイトの分布が不均一となり、マルテンサイトの最近接粒子間隔が所定の範囲を超える。一方、均熱温度が940℃を超えると、再結晶したフェライトの平均結晶粒径が粗大化して、所望の降伏比が得られなくなる。好ましくは850〜900℃の範囲である。
連続焼鈍の均熱焼鈍時間は、均熱温度と同様、圧延組織を十分に再結晶させるとともに、所定のマルテンサイト分率を得るために必要なオーステナイトを生成させるために重要な要件であり、30〜120秒の範囲とする必要がある。均熱時間が30秒未満では、未再結晶フェライトが多く残存し、引張強さの異方性が大きくなる。一方、均熱時間が120秒を超えると、再結晶したフェライトの平均粒径が粗大化し、製品板のフェライト平均粒径が8μmを超えてしまう。好ましい均熱焼鈍時間は40〜100秒の範囲である。
連続焼鈍における均熱温度から600℃までの1次冷却は、均熱時に得られたオーステナイト分率を保持したまま、600℃以下の温度まで冷却することによって、オーステナイトの過度な変態を抑制し、600〜500℃の温度域での滞留時にフェライト基地中に微細なオーステナイトを分散させ、その後の2次冷却で、所定のマルテンサイト分率を得るために重要な要件であり、平均冷却速度を5℃/s以上とすることが必要である。平均冷却速度が5℃/s未満では、冷却中にオーステナイトがフェライト変態し、続いてパーライト変態して、1次冷却中や後述する2次冷却までにオーステナイトの分解が過度に進行するため、製品板で、面積率で3%以上のマルテンサイトが得られなくなる。好ましい平均冷却速度は10℃/s以上である。なお、平均冷却速度の上限は、100℃/sとするのが好ましい。
本発明においては、後述する2次冷却で、製品板の鋼板組織を所望のマルテンサイト分率とマルテンサイトの最近接粒子間隔とするために、上記1次冷却後、600〜500℃の温度域で30〜300秒間滞留させることが重要である。上記滞留させる温度域を600〜500℃とする理由は、滞留温度が600℃を超えると、オーステナイトがフェライト変態するにあたり、フェライトの核生成が疎らに生じるため、マルテンサイトの最近接粒子間隔が所定の範囲を超えるためであり、一方、500℃未満では、オーステナイトがベイナイト変態するため、オーステナイトがベイナイトに分断された分散状態となり、2次冷却後に得られるマルテンサイトの最近接粒子間隔が所定の範囲を下回るためである。
また、上記温度域での滞留時間を30〜300秒間とする理由は、上記時間とすることで、オーステナイトからのフェライト核の生成が均一微細に生じ、オーステナイトが等方的に収縮してフェライト基地中に均一に分散するようになる。したがって、この状態で、2次冷却して、オーステナイトをマルテンサイト変態させることで、本発明が所望するマルテンサイト分率とマルテンサイトの最近接粒子間隔を得ることができるからである。しかし、上記温度域の滞留時間が30秒未満では、オーステナイトのフェライトへの変態が十分に進行せず、その後の2次冷却で、面積率で15%を超えるマルテンライトが生成するため、所望の高降伏比が得られない。一方、上記温度域の滞留時間が300秒を超えると、オーステナイトの分解が過度に進行するため、その後の2次冷却で、所望のマルテンライト分率を確保できなくなり、耐時効性が低下するからである。好ましくは45〜180秒の範囲である。なお、上記温度域での滞留時間とは、冷却中に鋼板が600〜500℃間に滞留している合計時間であり、冷却中、温度保持中を問わない。
上記600〜500℃の温度域で30〜300秒間滞留した鋼板は、その後、上記滞留によってフェライト基地中に均一微細に分散させたオーステナイトをマルテンサイト変態させ、所定の分率のマルテンサイトが所定の最近接粒子間隔を有してフェライト基地中に均一微細に分散した鋼板組織とするため、上記滞留温度域から2次冷却を行う必要がある。上記2次冷却の終点温度は、生成したマルテンサイトに焼き戻しが起こらない100℃以下の温度とするのが好ましい。
上記2次冷却における平均冷却速度は、2次冷却までの間に、オーステナイト中にはCやMnが濃化しており、オーステナイトの熱的安定性は非常に高いので、特に規定しないが、5〜100℃/sの範囲とするのが好ましい。平均冷却速度が5℃/s未満では、オーステナイトがベイナイト変態して所定のマルテンサイト分率を得られない場合がある。一方、平均冷却速度を100℃/s超えとするには、大幅な設備投資が必要となり、好ましくないからである。
なお、上記2次冷却の冷却手段は、ガスジェット冷却やロール冷却、ミスト冷却、気水冷却、水冷、または、これらの組み合わせ等を用いることができ、特に限定されない。
<冷延鋼板、電気亜鉛めっき鋼板の場合>
製品板が冷延鋼板CRである場合には、上記600〜500℃の温度域で30〜300秒間滞留した後、直ちに2次冷却する。また、製品板が電気亜鉛めっき鋼板GEの場合には、上記600〜500℃の温度域で30〜300秒間滞留し、直ちに2次冷却した後、電気亜鉛めっきする。
製品板が溶融亜鉛めっき鋼板GIの場合には、上記600〜500℃の温度域で30〜300秒間滞留した後、460〜500℃の温度に保持された溶融亜鉛めっき浴に導入して溶融亜鉛めっきを施した後、2次冷却する。
製品板が合金化溶融亜鉛めっき鋼板の場合には、上記600〜500℃の温度域で30〜300秒間滞留した後、460〜500℃の温度に保持された溶融亜鉛めっき浴に導入して溶融亜鉛めっきし、合金化処理を施した後、2次冷却する。上記合金化処理は、450〜560℃の温度に5〜30秒間保持するのが一般的である。保持温度が450℃未満および/または保持時間が5秒未満では、合金化が十分に進まず、めっき密着性や耐食性が低下する。一方、保持温度が560℃超えおよび/または保持時間が30秒超えでは、合金化が過度に進行して、鋼板をプレス成形する際、パウダリングなどの問題が発生するおそれがある。なお、合金化処理の保持時間は、前述した600〜500℃の温度域での滞留時間には含めないが、合金化処理温度が500℃以上の場合には、上記滞留時間との合計が300秒以下にとなるように制御するのが好ましい。
なお、上記連続焼鈍では、20℃から均熱温度までを平均昇温速度4℃/sで加熱した。また、上記溶融亜鉛めっきの浴温は470℃で、その後の合金化処理は、500℃で15秒間保持する条件とした。
上記のようにして得た冷延鋼板、溶融亜めっき鋼板および合金化溶融亜めっき鋼板のそれぞれに対して、伸び率0.5%の調質圧延を施して、No.1〜29の製品板とした。
<鋼板組織>
・フェライト、マルテンサイト、未再結晶フェライトおよびその他組織の面積率:
上記板幅中央から採取した試験片について、圧延方向に垂直な断面(L断面)の鋼板表面から板厚1/4の位置を、5000μm2の範囲に亘ってSEMで観察し、ASTM E 562−05に規定されたポイントカウント法で各組織の面積率を求めた。
・フェライト平均結晶粒径d:
上記5000μm2の範囲に亘るSEM観察像における観察面積と結晶粒数から、円相当径のフェライト粒径を求めた。
・マルテンサイトの最近接粒子間隔L:
上記5000μm2の範囲に亘るSEM観察像を、粒子解析ソフトを用いて解析することにより求めた。
<機械的特性>
・引張強さTSおよび降伏比YR:
上記板幅中央から採取した試験片から、圧延方向に対して垂直な方向(C方向)を引張方向とするJIS5号引張試験片を作製し、JIS Z 2241に準拠して引張試験を行い、降伏応力YS,引張強さTSを測定し、降伏比YRを求めた。
・耐時効性:
上記板幅中央から採取した試験片から、圧延方向に対して垂直な方向(C方向)を引張方向とするJIS5号引張試験片を作製し、50℃で90日間保持する促進時効処理を施した後、JIS Z 2241に準拠して引張試験を行い、降伏伸びYPElを測定した。
・TS比:
上記板幅中央から採取した試験片から、圧延方向に対して垂直な方向(C方向)と45°方向(D方向)を引張方向とするJIS5号引張試験片を作製し、JIS Z 2241に準拠して引張試験し、得られたC方向の引張強さTSCに対するD方向の引張強さTSDの比(TSD/TSC)を求めた。
No.1〜10および17〜21の鋼板は、鋼の成分組成および製造条件(連続焼鈍条件)がともに本発明の要件を満たしているため、引張強さ、降伏比および耐時効性のいずれも、本発明が目的とする特性を有している。
これに対して、No.11〜15の鋼板は、鋼の成分組成が本発明の範囲外であるため、所望の鋼組織が得られず、本発明が目的とする高強度が得られていない。
また、No.16の鋼板は、機械的特性は本発明を満たしているが、Si含有量が0.60mass%で本発明範囲より高いため、表面品質が劣っていた。
また、No.22〜25の鋼板は、連続焼鈍における均熱焼鈍条件が、本発明の範囲外であるため、鋼板組織が本発明外となり、目的とする高強度が得られていない。
また、No.26の鋼板は、連続焼鈍における1次冷却速度が本発明の範囲より遅いため、所望のマルテンサイト分率が得られず、耐時効性が劣っている。
また、No.27の鋼板は、連続焼鈍における1次冷却で600〜500℃の温度域まで冷却した後、該温度域に滞留する時間が本発明の範囲より短かったため、オーステナイトのフェライトへの変態が不十分となり、マルテンサイトの分率が本発明範囲より多くなり過ぎたため、降伏比が低下し、本発明の目的とする範囲が得られていない。
また、No.28の鋼板は、均熱焼鈍後の1次冷却で600℃まで15℃/sで冷却し、引き続き500℃未満に冷却し、500℃未満の温度域に60秒間滞留し、その後、合金化溶融亜鉛めっき処理したため、600〜500℃の温度域の滞留時間が10秒となった例であり、1次冷却後の600〜500℃の温度域の滞留時間が短いため、オーステナイトのフェライトへの変態が不十分で、かつ、ベイナイトへの変態が進行し過ぎて、オーステナイトがベイナイトによって不均一に分断されてしまい、所定のマルテンサイトの最近接粒子間隔が得られなかったため、優れた耐時効性が得られていない。
また、No.29の鋼板は、連続焼鈍における600〜500℃の温度域での滞留時間が本発明の範囲より長かったため、オーステナイトのフェライトへの変態が進行し過ぎて、マルテンサイトの分率が本発明の範囲より少なくなってしまい、優れた耐時効性が得られていない。
Claims (10)
- C:0.06〜0.14mass%、Si:0.50mass%未満、Mn:1.6〜2.5mass%、P:0.10mass%以下、S:0.020mass%以下、Al:0.01〜0.10mass%、N:0.010mass%以下、Nb:0.080mass%以下(0mass%を含む)、Ti:0.080mass%以下(0mass%を含む)、かつ、NbとTiを合計で0.020〜0.080mass%含有し、残部がFeおよび不可避的不純物からなる成分組成を有し、
面積率でフェライトが85%以上、マルテンサイトが3〜15%、未再結晶フェライトが5%以下で、前記フェライトの平均結晶粒径dが2〜8μm、前記フェライトの平均結晶粒径dに対する前記マルテンサイトの最近接粒子間隔の平均値L(μm)の比(L/d)が0.20〜0.80である鋼組織を有し、かつ、
圧延方向に垂直方向の降伏比YRが0.68以上で、圧延方向に垂直方向の引張強さTSCに対する圧延方向に45度方向の引張強さTSDの比(TSD/TSC)が0.95以上である機械的特性を有する冷延鋼板。 - 前記成分組成に加えてさらに、Cr:0.3mass%以下、Mo:0.3mass%以下、B:0.005mass%以下、Cu:0.3mass%以下、Ni:0.3mass%以下およびSb:0.3mass%以下から選ばれる1種または2種以上を含有することを特徴とする請求項1に記載の冷延鋼板。
- 前記鋼板の表面に亜鉛系めっき層を有することを特徴とする請求項1または2に記載の冷延鋼板。
- 前記亜鉛系めっき層は、溶融亜鉛めっき層であることを特徴とする請求項3に記載の冷延鋼板。
- 前記亜鉛系めっき層は、合金化溶融亜鉛めっき層であることを特徴とする請求項3に記載の冷延鋼板。
- 前記亜鉛系めっき層は、電気亜鉛めっき層であることを特徴とする請求項3に記載の冷延鋼板。
- 請求項1または2に記載の成分組成を有する鋼素材を熱間圧延し、冷間圧延した鋼板に、840〜940℃の温度に30〜120秒間滞留する均熱焼鈍した後、該均熱温度から600℃まで5℃/s以上で冷却し、600〜500℃の温度域に30〜300秒間滞留し、その後、2次冷却する連続焼鈍を施すことにより、
面積率でフェライトが85%以上、マルテンサイトが3〜15%、未再結晶フェライトが5%以下で、前記フェライトの平均結晶粒径dが2〜8μm、前記フェライトの平均結晶粒径dに対する前記マルテンサイトの最近接粒子間隔の平均値L(μm)の比(L/d)が0.20〜0.80である鋼組織と、
圧延方向に垂直方向の降伏比YRが0.68以上で、圧延方向に垂直方向の引張強さTSCに対する圧延方向に45度方向の引張強さTSDの比(TSD/TSC)が0.95以上である機械的特性を付与する冷延鋼板の製造方法。 - 前記600〜500℃の温度域に滞留した後、かつ、2次冷却する前に、鋼板表面に溶融亜鉛めっきを施すことを特徴とする請求項7に記載の冷延鋼板の製造方法。
- 前記600〜500℃の温度域に滞留した後、かつ、2次冷却する前に、鋼板表面に合金化溶融亜鉛めっきを施すことを特徴とする請求項7に記載の冷延鋼板の製造方法。
- 前記2次冷却した後、鋼板表面に電気亜鉛めっきを施すことを特徴とする請求項7に記載の冷延鋼板の製造方法。
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