JP6897450B2 - High-strength thick steel sheet and its manufacturing method - Google Patents

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Description

本発明は、高張力厚鋼板およびその製造方法に関する。 The present invention relates to a high-strength thick steel sheet and a method for producing the same.

ペンストックや圧力容器の大型化に伴い、調達・運搬・施工コストの削減の観点から、引張強さが780MPa以上の高張力厚鋼板が構造物に使用されている。一方、ペンストックや圧力容器に使用される鋼板には、優れた低温靭性およびアレスト性が要求され、さらに近年では、高張力厚鋼板の溶接施工コストの削減を目的に、大入熱溶接の適用の要求も高まってきている。 With the increase in size of penstocks and pressure vessels, high-strength thick steel plates with a tensile strength of 780 MPa or more are used for structures from the viewpoint of reducing procurement, transportation, and construction costs. On the other hand, steel sheets used for penstocks and pressure vessels are required to have excellent low-temperature toughness and arrestability, and in recent years, large heat input welding has been applied for the purpose of reducing the welding cost of high-strength thick steel sheets. The demand for is also increasing.

アレスト性とは、脆性亀裂伝播停止特性であり、鋼板に亀裂が発生した場合でも、その亀裂の伝播を板厚が貫通する前に停止することができる。そのため、構造物が破壊に至る前に検査、補修が可能であり、被害を最小限に抑えることが可能になる。これまでに低温靭性およびアレスト性に優れる高張力厚鋼板の開発が検討されている。 The arrest property is a brittle crack propagation stopping property, and even if a crack occurs in the steel sheet, the propagation of the crack can be stopped before the plate thickness penetrates. Therefore, it is possible to inspect and repair the structure before it is destroyed, and it is possible to minimize the damage. So far, the development of high-strength thick steel sheets with excellent low-temperature toughness and arrestability has been studied.

例えば、特許文献1には、合金元素を添加することにより焼入れ性を確保し、高温域で圧下した後にさらに低温域で軽圧下の圧延を行うことにより、表層部の近傍の焼入れ性を低減して板厚方向の均質性を確保する方法が開示されている。 For example, in Patent Document 1, hardenability is ensured by adding an alloying element, and hardenability in the vicinity of the surface layer portion is reduced by rolling under light reduction in a low temperature region after rolling in a high temperature region. A method for ensuring homogeneity in the thickness direction is disclosed.

特許文献2には、Ti添加によりBの焼入れ性の向上に寄与する働きを活用し、低温域の圧下により表層部の靭性を向上させる発明が開示されている。 Patent Document 2 discloses an invention in which the toughness of the surface layer portion is improved by reducing the pressure in a low temperature range by utilizing the function of adding Ti to contribute to the improvement of the hardenability of B.

さらに、特許文献3には、Ti添加によりNを確実に固定してBの効果を確保し、加えてNbを添加して転位の回復・再結晶の遅延を図ることにより低温域での圧下による組織微細化効果を得て、低温靭性およびアレスト性を向上する発明が開示されている。 Further, in Patent Document 3, N is surely fixed by adding Ti to secure the effect of B, and in addition, Nb is added to recover dislocations and delay recrystallization, resulting in reduction in a low temperature range. An invention is disclosed that obtains a structure miniaturization effect and improves low temperature toughness and arrestability.

特開平2−77521号公報Japanese Unexamined Patent Publication No. 2-77521 特開昭62−196326号公報Japanese Unexamined Patent Publication No. 62-196326 特開平9−263828号公報Japanese Unexamined Patent Publication No. 9-263828

特許文献1では、溶接によるオーステナイト粒の粗大化抑制および組織微細化に最適なTi系複合介在物については何も検討されておらず、HAZ靭性は十分とはいえず、大入熱溶接にも対応できない。 In Patent Document 1, nothing has been examined for Ti-based composite inclusions that are optimal for suppressing coarsening of austenite grains by welding and for microstructure miniaturization, HAZ toughness is not sufficient, and even for large heat input welding. I can not cope.

特許文献2では、HAZ靭性に関しては何も検討されていない。
さらに、特許文献3により開示された特性は鋼板についてのみであり、大入熱溶接を適用する際に問題となるHAZ靭性については何も検討されていない。
In Patent Document 2, nothing is examined regarding HAZ toughness.
Furthermore, the properties disclosed in Patent Document 3 are only for steel sheets, and no study has been made on HAZ toughness, which is a problem when applying large heat input welding.

本発明の目的は、ペンストックや圧力容器などの大型構造物に使用され、引張強さ780MPa以上で低温靭性およびアレスト性に優れ、かつ大入熱溶接においてHAZ靭性に優れることから大入熱溶接が適用でき、溶接施工効率に優れる高張力厚鋼板、すなわち低温靭性、アレスト性およびHAZ靭性に優れる板厚が25mm以上の高張力厚鋼板およびその製造方法を提供することである。 An object of the present invention is that it is used for large structures such as penstocks and pressure vessels, has excellent low temperature toughness and arrestability at a tensile strength of 780 MPa or more, and has excellent HAZ toughness in large heat input welding. Is applicable, that is, a high-strength thick steel plate having excellent welding efficiency, that is, a high-strength thick steel plate having a plate thickness of 25 mm or more excellent in low-temperature toughness, arrestability and HAZ toughness, and a method for producing the same.

本発明者らは、上記課題を解決するために、引張強さが780MPa以上かつ低温靭性およびアレスト性に優れ、さらに大入熱溶接でもHAZ靭性に優れる化学組成および製造方法を検討した。 In order to solve the above problems, the present inventors have investigated a chemical composition and a manufacturing method having a tensile strength of 780 MPa or more, excellent low temperature toughness and arrestability, and excellent HAZ toughness even in high heat input welding.

まず、鋳片製造において鋼中介在物制御を行った鋳片を製造し、その鋳片を熱間圧延および熱間圧延終了後にその温度から直接焼入れを行い、その後、焼戻しを行って高張力厚鋼板を製造し、この高張力厚鋼板を調査した。 First, in the production of slabs, slabs with controlled inclusions in steel are produced, and the slabs are hot-rolled and hardened directly from that temperature after hot rolling, and then tempered to achieve a high tensile thickness. A steel sheet was manufactured and this high-strength thick steel sheet was investigated.

まず、所望の引張強度を確保するために下記の式(1)で示される日本溶接協会規格(WES)で定義される焼入れ性の指標である炭素当量Ceqを検討した結果、炭素当量Ceqを0.45以上確保する必要があることがわかった。
Ceq=[C%]+[Si%]/24+[Mn%]/6+[Ni%]/40+[Cr%]/5+[Mo%]/4+[V%]/14・・・式(1)
式(1)において[ ]付元素は、それぞれの元素の含有量(質量%)を表す。
First, as a result of examining the carbon equivalent Ceq, which is an index of hardenability defined by the Japan Welding Engineering Society standard (WES) represented by the following formula (1), in order to secure the desired tensile strength, the carbon equivalent Ceq is set to 0. It turned out that it is necessary to secure .45 or more.
Ceq = [C%] + [Si%] / 24+ [Mn%] / 6+ [Ni%] / 40+ [Cr%] / 5+ [Mo%] / 4+ [V%] / 14 ・ ・・ Equation (1)
In the formula (1), the elements with [] represent the content (mass%) of each element.

そこで、この範囲において強度、低温靭性およびアレスト性を得るための化学組成および金属組織を検討した結果、以下に列記の知見A〜Dを得られた。
(A)厚鋼板の低温靭性およびアレスト性の向上に最も有効な元素はNiであり、必要量添加する。
Therefore, as a result of examining the chemical composition and metallographic structure for obtaining strength, low temperature toughness and arrest property in this range, the findings A to D listed below were obtained.
(A) The most effective element for improving the low temperature toughness and arrest property of thick steel sheets is Ni, and a required amount is added.

(B)Nbは、再結晶を遅延させることができ、低温で圧延を行うことにより高密度の転位を導入して変態核生成サイトを増加できるために組織微細化し、靭性およびアレスト性を向上することができる。 (B) Nb can delay recrystallization and introduce high-density dislocations by rolling at a low temperature to increase the number of metamorphic nucleation sites, thereby micronizing the structure and improving toughness and arrestability. be able to.

(C)Moは、溶接熱影響によるHAZの軟化に対し、炭化物の形成による析出強化により軟化を抑制できるため、衝撃を受けた際の軟化部への局所的な歪み集中を抑制できるため、必要量添加する。 (C) Mo is necessary because it can suppress the softening of HAZ due to the influence of welding heat by precipitation strengthening due to the formation of carbides, and therefore it can suppress the local strain concentration on the softened zone when it receives an impact. Add in quantity.

(D)Tiは、Nと窒化物を形成することにより、圧延前の加熱および溶接時にオーステナイト粒の粗大化を抑制できるため、低温靭性およびHAZ靭性が向上する。また、Al含有量を制限した条件においては、Tiは優先的に酸化物を形成する。粒内変態核として組織微細化に寄与する好適な介在物の組成を検討した結果、Tiが酸素と結び付いたTi系介在物が有効である。 By forming a nitride with N in (D) Ti, coarsening of austenite grains can be suppressed during heating and welding before rolling, so that low temperature toughness and HAZ toughness are improved. Further, under the condition that the Al content is limited, Ti preferentially forms an oxide. As a result of examining the composition of suitable inclusions that contribute to microstructure miniaturization as intragranular transformation nuclei, Ti-based inclusions in which Ti is bound to oxygen are effective.

すなわち、溶接時に旧オーステナイト粒内にて粒内フェライトを効果的に成長させるためには、粒内フェライトの生成核となる介在物の制御が必須である。特に、板厚が厚い厚鋼板では、表面および内部での冷却速度の差異により、板厚方向での介在物の化学組成および個数の制御が困難である。このため、粒内フェライトの生成核となる介在物を制御する必要がある。そこで、粒内フェライトの成長のメカニズムを検討した結果、下記E〜Gの知見を得られた。 That is, in order to effectively grow the intragranular ferrite in the old austenite grains during welding, it is essential to control the inclusions that are the nucleating nuclei of the intragranular ferrite. In particular, in a thick steel plate with a thick plate thickness, it is difficult to control the chemical composition and the number of inclusions in the plate thickness direction due to the difference in the cooling rate between the surface and the inside. Therefore, it is necessary to control inclusions that are nucleation nucleation of intragranular ferrite. Therefore, as a result of investigating the growth mechanism of intragranular ferrite, the following findings EG were obtained.

(E)製鋼段階でTi系酸化物の周辺にMnSが析出することによりTi系酸化物とMnSとを含有する複合介在物を生成させれば、MnSと母材のマトリクス界面にMnが欠乏した領域が形成される。このMn欠乏領域(以下、「初期Mn欠乏領域」という。)では、フェライト成長開始温度が大きく上昇する。そのため、母材を溶接した場合、その冷却過程において、このMn欠乏領域から粒内フェライトが優先的に成長する。 (E) If MnS is precipitated around the Ti-based oxide in the steelmaking stage to generate a composite inclusion containing the Ti-based oxide and MnS, Mn is deficient at the matrix interface between MnS and the base metal. A region is formed. In this Mn-deficient region (hereinafter, referred to as “initial Mn-deficient region”), the ferrite growth start temperature rises significantly. Therefore, when the base metal is welded, intragranular ferrite grows preferentially from this Mn-deficient region in the cooling process.

(F)母材の溶接を行うと、Ti系酸化物の近傍に存在する母材のマトリクス中のMnが拡散してTi系酸化物の内部に存在する原子空孔に吸収される。この結果、溶接により熱履歴を受けた母材のHAZとTi系酸化物の界面にMnが欠乏した領域が形成される。このMn欠乏領域(以下、「溶接Mn欠乏領域」という。)も粒内フェライトの優先成長の起点となる。 (F) When the base metal is welded, Mn in the matrix of the base metal existing in the vicinity of the Ti-based oxide is diffused and absorbed by the atomic vacancies existing inside the Ti-based oxide. As a result, a Mn-deficient region is formed at the interface between the HAZ of the base metal and the Ti-based oxide that has undergone thermal history by welding. This Mn-deficient region (hereinafter, referred to as “welded Mn-deficient region”) also serves as a starting point for preferential growth of intragranular ferrite.

(G)上記(E)及び(F)の両作用によりHAZの組織を微細化できるため、必要なHAZの低温靭性を得ることができる。 (G) Since the structure of HAZ can be miniaturized by both actions (E) and (F), the required low temperature toughness of HAZ can be obtained.

(H)本発明者らは、以上のメカニズムに基づき、介在物に複合するMnS量および個数密度を制御することにより、効果的に粒内フェライトを核生成させることができることを知見した。さらに、本発明者らは、上記結晶粒微細化効果を得るためには、鋼中の介在物が以下に列記の要件[1]〜[3]を満たす必要があることを知見した。 (H) Based on the above mechanism, the present inventors have found that intragranular ferrite can be effectively nucleated by controlling the amount of MnS compounded with inclusions and the number density. Furthermore, the present inventors have found that the inclusions in the steel must satisfy the requirements [1] to [3] listed below in order to obtain the above-mentioned grain refinement effect.

[1]鋼中にTi酸化物の周囲にMnSを有する複合介在物であり、複合介在物の断面におけるMnSの面積率が10〜50%である。
[2]複合介在物の周長に占めるMnSの割合が10%以上である。
[3]粒径0.5〜5.0μmの複合介在物の個数密度が10〜40個/mmである。
[1] A composite inclusion having MnS around a Ti oxide in steel, and the area ratio of MnS in the cross section of the composite inclusion is 10 to 50%.
[2] The ratio of MnS to the circumference of the composite inclusion is 10% or more.
[3] The number density of the composite inclusions having a particle size of 0.5 to 5.0 μm is 10 to 40 pieces / mm 2 .

(I)本発明者らは、そのようなTi系介在物を適量得るためには、製鋼段階での制御が必要であり、優先的に酸化物を形成し易いAl添加量を抑制し、Tiを一定量以上添加した上で、酸素ポテンシャルを調整することが重要であることを知見した。これによって、大入熱溶接でもHAZ靭性を向上させることが可能となった。 (I) In order to obtain an appropriate amount of such Ti-based inclusions, the present inventors need to control at the steelmaking stage, preferentially suppress the amount of Al added which tends to form oxides, and Ti. It was found that it is important to adjust the oxygen potential after adding a certain amount or more of. This makes it possible to improve the HAZ toughness even in large heat input welding.

(J)アレスト性の確保には、組織微細化が有効であるが、熱間圧延前の加熱により板厚方向にオーステナイト粒径にばらつきが生じるため、微細な組織を鋼板全厚に確保するのは困難である。しかし、粒内変態核となるTi系介在物が含まれていると粗大なオーステナイト粒の内部で変態するため、鋼板全厚で微細な組織が得られ、アレスト性も向上することを知見した。 (J) Microstructure miniaturization is effective for ensuring arrestability, but since the austenite grain size varies in the plate thickness direction due to heating before hot rolling, a fine structure is ensured for the entire thickness of the steel sheet. It is difficult. However, it was found that when Ti-based inclusions, which are the nuclei of intragranular transformation, are included, the austenite grains are transformed inside the coarse austenite grains, so that a fine structure can be obtained with the full thickness of the steel sheet and the arrest property is also improved.

本発明は、これらの知見A〜Jに基づくものであり、以下に列記のとおりである。
(1)化学組成が、質量%で、C:0.05〜0.13%、Si:0.10〜0.50%、Mn:1.0〜1.6%、P:0.015%以下、S:0.001〜0.005%、Al:0.0028%以下、Cu:0.20〜0.50%、Ni:0.6〜2.0%、Cr:0.3〜1.0%、Mo:0.20〜0.8%、Nb:0.010〜0.030%、Ti:0.010〜0.030%、N:0.0020〜0.0040%、O:0.0015〜0.0035%、B:0.0005〜0.0020%、V:0〜0.05%、残部はFeおよび不純物であり、
以下の式(1)で定義される炭素当量Ceqが0.45〜0.60であり、
さらに、鋼中にTi酸化物の周囲にMnSが存在する複合介在物を含み、
前記複合介在物の断面における前記MnSの面積率が10〜50%であり、
その界面におけるMnSの割合が10%以上であり、
粒径0.5〜5.0μmの前記複合介在物の個数密度が10〜40個/mmであり、
その金属組織の平均有効結晶粒径が10μm以下である、引張強さ780MPa以上で板厚25mm以上の低温靭性、アレスト性およびHAZ靭性に優れる高張力厚鋼板。
Ceq=[C%]+[Si%]/24+[Mn%]/6+[Ni%]/40+[Cr%]/5+[Mo%]/4+[V%]/14・・・(1)
式(1)において[ ]付元素は、それぞれの元素の含有量(質量%)を表す。
The present invention is based on these findings A to J and is as listed below.
(1) The chemical composition is C: 0.05 to 0.13%, Si: 0.10 to 0.50%, Mn: 1.0 to 1.6%, P: 0.015% in mass%. Hereinafter, S: 0.001 to 0.005%, Al: 0.0028% or less, Cu: 0.25 to 0.50%, Ni: 0.6 to 2.0%, Cr: 0.3 to 1 0.0%, Mo: 0.25 to 0.8%, Nb: 0.010 to 0.030%, Ti: 0.010 to 0.030%, N: 0.0020 to 0.0040%, O: 0.0015 to 0.0035%, B: 0.0005 to 0.0020%, V: 0 to 0.05%, the balance is Fe and impurities.
The carbon equivalent Ceq defined by the following formula (1) is 0.45 to 0.60.
In addition, the steel contains composite inclusions in which MnS is present around the Ti oxide.
The area ratio of the MnS in the cross section of the composite inclusion is 10 to 50%.
The proportion of MnS at the interface is 10% or more,
The number density of the composite inclusions having a particle size of 0.5 to 5.0 μm is 10 to 40 pieces / mm 2 .
A high-strength thick steel sheet having an average effective crystal grain size of 10 μm or less, a tensile strength of 780 MPa or more, and a plate thickness of 25 mm or more, excellent in low-temperature toughness, arrestability, and HAZ toughness.
Ceq = [C%] + [Si%] / 24+ [Mn%] / 6+ [Ni%] / 40+ [Cr%] / 5+ [Mo%] / 4+ [V%] / 14 ・ ・・ (1)
In the formula (1), the elements with [] represent the content (mass%) of each element.

(2)V:0.01〜0.05質量%を含有する、1項に記載の高張力厚鋼板。 (2) The high-strength thick steel sheet according to Item 1, which contains V: 0.01 to 0.05% by mass.

(3)RH真空脱ガス処理前において、溶鋼中の酸素ポテンシャルを10〜30ppmとして、RH真空脱ガス処理において化学組成を調整して溶鋼を製造し、
該溶鋼を用いて連続鋳造法により鋳片を製造し、
該鋳片を950〜1100℃の温度に加熱および均熱してから、
900℃以下の温度範囲にて累積圧下率50%以上で所定の板厚に仕上げるように熱間圧延を行い、
該熱間圧延の直後に700℃以上の温度から直接焼入れをする、1または2項に記載の高張力厚鋼板の製造方法。
(3) Before the RH vacuum degassing treatment, the oxygen potential in the molten steel is set to 10 to 30 ppm, and the chemical composition is adjusted in the RH vacuum degassing treatment to produce the molten steel.
A slab is produced by a continuous casting method using the molten steel.
The slab is heated and leveled to a temperature of 950 to 1100 ° C.
Hot rolling is performed in a temperature range of 900 ° C. or lower so as to finish to a predetermined plate thickness with a cumulative reduction rate of 50% or more.
The method for producing a high-strength thick steel sheet according to item 1 or 2, wherein the hot rolling is directly performed by quenching directly from a temperature of 700 ° C. or higher.

(4)前記直接焼入れをした後にさらに600〜650℃の温度で焼戻しを施す、3項に記載の高張力厚鋼板の製造方法。 (4) The method for producing a high-strength thick steel sheet according to Item 3, wherein the direct quenching is further performed and then tempering is performed at a temperature of 600 to 650 ° C.

なお、本発明では厚鋼板の板厚を25mm以上と規定するが、本発明で規定する化学組成、介在物、金属組織の要件を満足すれば本発明の特性を得られるため、上限は規定しない。しかし、本発明の高張力厚鋼板の製造を考えると板厚は80mm以下となる。 In the present invention, the thickness of the thick steel sheet is specified to be 25 mm or more, but the upper limit is not specified because the characteristics of the present invention can be obtained if the requirements of the chemical composition, inclusions, and metal structure specified in the present invention are satisfied. .. However, considering the production of the high-strength thick steel sheet of the present invention, the sheet thickness is 80 mm or less.

本発明に係る板厚25mm以上の高張力厚鋼板および製造方法により、引張強さ780MPa以上で低温靭性およびアレスト性に優れ、かつ大入熱溶接においてHAZ靭性に優れる高張力厚鋼板を提供することが可能となる。これにより、ペンストックや圧力容器など大型構造物の製造において溶接施工効率を高めることができ、溶接施工コストを大幅に低減できることから産業上の効果は極めて大きい。 To provide a high-strength thick steel sheet having a tensile strength of 780 MPa or more, excellent low-temperature toughness and arrestability, and excellent HAZ toughness in large heat-affected welding by the high-strength thick steel sheet having a plate thickness of 25 mm or more and the manufacturing method according to the present invention. Is possible. As a result, welding work efficiency can be improved in the manufacture of large structures such as penstocks and pressure vessels, and welding work costs can be significantly reduced, resulting in an extremely large industrial effect.

図1は、実施例におけるHAZ靭性を評価するための試験片採取要領を示す図である。FIG. 1 is a diagram showing a test piece collection procedure for evaluating HAZ toughness in Examples.

以下、本発明を詳細に説明する。
1.化学組成
本発明に係る高張力厚鋼板の化学組成を上述したように限定する理由を説明する。以降の説明では、化学組成または濃度に関する「%」は特に断りがない限り「質量%」を意味する。
Hereinafter, the present invention will be described in detail.
1. 1. Chemical Composition The reason for limiting the chemical composition of the high-strength thick steel sheet according to the present invention as described above will be described. In the following description, "%" with respect to chemical composition or concentration means "% by mass" unless otherwise specified.

はじめに必須元素を説明する。
(1−1)C:0.05〜0.13%
Cは、本発明に係る高張力厚鋼板の強度を決定する最も重要な元素である。C含有量が0.05%未満であると、必要とする780MPa以上の強度を得られない。したがって、C含有量は、0.05%以上であり、好ましくは0.06%以上であり、さらに好ましくは0.07%以上である。
First, the essential elements will be explained.
(1-1) C: 0.05 to 0.13%
C is the most important element that determines the strength of the high-strength thick steel sheet according to the present invention. If the C content is less than 0.05%, the required strength of 780 MPa or more cannot be obtained. Therefore, the C content is 0.05% or more, preferably 0.06% or more, and more preferably 0.07% or more.

一方、C含有量が0.13%を超えると、高張力厚鋼板の靭性、アレスト性およびHAZ靭性が劣化する。そのため、C含有量は、0.13%以下であり、好ましくは0.12%以下であり、さらに好ましくは0.10%以下である。 On the other hand, when the C content exceeds 0.13%, the toughness, arrest property and HAZ toughness of the high-strength thick steel sheet deteriorate. Therefore, the C content is 0.13% or less, preferably 0.12% or less, and more preferably 0.10% or less.

(1−2)Si:0.10〜0.50%
Siは、溶鋼の予備脱酸に有効な元素であり、かつ高張力厚鋼板の靭性を悪くすることなく強度を向上させる効果がある。Si含有量が0.10%未満ではこれらの効果を十分に得られない。したがって、Si含有量は、0.10%以上であり、好ましくは0.12%以上であり、さらに好ましくは0.14%以上である。
(1-2) Si: 0.10 to 0.50%
Si is an element effective for pre-deoxidation of molten steel, and has an effect of improving the strength of a high-strength thick steel sheet without deteriorating the toughness. If the Si content is less than 0.10%, these effects cannot be sufficiently obtained. Therefore, the Si content is 0.10% or more, preferably 0.12% or more, and more preferably 0.14% or more.

一方、Si含有量が0.50%を超えると、高張力厚鋼板の表面性状およびHAZ靭性を劣化させる。このため、Si含有量は、0.50%以下であり、好ましくは0.44%以下であり、さらに好ましくは0.39%以下である。 On the other hand, when the Si content exceeds 0.50%, the surface texture and HAZ toughness of the high-strength thick steel sheet are deteriorated. Therefore, the Si content is 0.50% or less, preferably 0.44% or less, and more preferably 0.39% or less.

(1−3)Mn:1.0〜1.6%
Mnは、焼入れ性向上を通じて高張力厚鋼板の強度を向上させるために重要であるとともに、HAZ靭性の向上に好適な介在物形態を得るために必要である。したがって、Mn含有量は、1.0%以上であり、好ましくは1.1%以上であり、さらに好ましくは1.2%以上である。
(1-3) Mn: 1.0 to 1.6%
Mn is important for improving the strength of a high-strength thick steel sheet through improving hardenability, and is necessary for obtaining an inclusion form suitable for improving HAZ toughness. Therefore, the Mn content is 1.0% or more, preferably 1.1% or more, and more preferably 1.2% or more.

一方、Mn含有量が1.6%を超えると高張力厚鋼板の靭性が劣化する。したがって、Mn含有量は、1.6%以下であり、好ましくは1.5%以下であり、さらに好ましくは1.4%以下である。 On the other hand, if the Mn content exceeds 1.6%, the toughness of the high-strength thick steel sheet deteriorates. Therefore, the Mn content is 1.6% or less, preferably 1.5% or less, and more preferably 1.4% or less.

強度、低温靭性、アレスト性およびHAZ靭性をバランス良く得るためには、Mn含有量は1.2〜1.6%であることが好ましい。 In order to obtain a good balance of strength, low temperature toughness, arrest property and HAZ toughness, the Mn content is preferably 1.2 to 1.6%.

(1−4)P:0.015%以下
Pは、結晶粒界に偏析して靱性を劣化させるため、P含有量はできるだけ低いことが好ましい。P含有量が0.015%を超えると靭性の劣化が著しい。したがって、P含有量は、0.015%以下であり、好ましくは0.007%以下であり、さらに好ましくは0.006%以下である。
(1-4) P: 0.015% or less Since P segregates at the grain boundaries and deteriorates toughness, the P content is preferably as low as possible. When the P content exceeds 0.015%, the toughness is significantly deteriorated. Therefore, the P content is 0.015% or less, preferably 0.007% or less, and more preferably 0.006% or less.

(1−5)S:0.001〜0.005%
Sは、酸化物の表面にMnSを析出させ、MnSと母材のマトリクス界面にMn欠乏領域を形成する。そのため、母材を溶接した場合、このMn欠乏領域から粒内フェライトが優先的に核生成するので、組織が微細化し、HAZ部の低温靭性を確保することができる。そのため、S含有量は0.001%以上である。
(1-5) S: 0.001 to 0.005%
S precipitates MnS on the surface of the oxide and forms a Mn-deficient region at the matrix interface between MnS and the base material. Therefore, when the base metal is welded, intragranular ferrite is preferentially nucleated from this Mn-deficient region, so that the structure becomes finer and the low-temperature toughness of the HAZ portion can be ensured. Therefore, the S content is 0.001% or more.

しかし、S含有量が0.005%を超えると、高強度厚鋼板の延性や母材靭性を劣化させる原因になる。したがって、S含有量は、0.005%以下であり、好ましくは0.003%以下であり、さらに好ましくは0.002%以下である。 However, if the S content exceeds 0.005%, it causes deterioration of ductility and base material toughness of the high-strength thick steel sheet. Therefore, the S content is 0.005% or less, preferably 0.003% or less, and more preferably 0.002% or less.

(1−6)Al:0.0028%以下
Alは、溶鋼の清浄度を得るために添加される元素である。しかし、Alは他の元素よりも優先的に酸化物を形成するため、本発明の低温靭性およびHAZ靭性の向上に寄与するTi系酸化物が得られなくなる。したがって、Al含有量は、0.0028%以下であり、好ましくは0.0022%以下であり、さらに好ましくは0.0021%以下である。
(1-6) Al: 0.0028% or less Al is an element added to obtain the cleanliness of molten steel. However, since Al forms an oxide preferentially over other elements, it becomes impossible to obtain a Ti-based oxide that contributes to the improvement of low temperature toughness and HAZ toughness of the present invention. Therefore, the Al content is 0.0028% or less, preferably 0.0022% or less, and more preferably 0.0021% or less.

(1−7)Cu:0.20〜0.50%
Cuは、溶接性や靭性を大きく損なうことなく、焼入れ性を向上させて高強度厚鋼板の強度を向上させることができる。したがって、Cu含有量は、0.20%以上であり、好ましくは0.22%以上であり、さらに好ましくは0.23%以上である。
(1-7) Cu: 0.20 to 0.50%
Cu can improve hardenability and improve the strength of high-strength thick steel sheets without significantly impairing weldability and toughness. Therefore, the Cu content is 0.20% or more, preferably 0.22% or more, and more preferably 0.23% or more.

一方、Cu含有量が0.50%を越えると、高強度厚鋼板の靭性が劣化する。したがって、Cu含有量は、0.50%以下であり、好ましくは0.45%以下であり、さらに好ましくは0.39%以下である。 On the other hand, if the Cu content exceeds 0.50%, the toughness of the high-strength thick steel sheet deteriorates. Therefore, the Cu content is 0.50% or less, preferably 0.45% or less, and more preferably 0.39% or less.

(1−8)Ni:0.6〜2.0%
Niは、焼入れ性を向上させて強度を得るだけでなく、同時に低温靭性およびアレスト性も向上できる有用な元素である。したがって、Ni含有量は、0.6%以上であり、好ましくは0.7%以上であり、さらに好ましくは0.8%以上である。
(1-8) Ni: 0.6 to 2.0%
Ni is a useful element that not only improves hardenability to obtain strength, but also improves low temperature toughness and arrestability. Therefore, the Ni content is 0.6% or more, preferably 0.7% or more, and more preferably 0.8% or more.

一方、Niは、高価な合金元素であり、2.0%を超えて含有すると経済合理性に合わなくなる。したがって、Ni含有量は、2.0%以下であり、好ましくは1.9%以下であり、さらに好ましくは1.8%以下である。 On the other hand, Ni is an expensive alloying element, and if it is contained in excess of 2.0%, it does not meet economic rationality. Therefore, the Ni content is 2.0% or less, preferably 1.9% or less, and more preferably 1.8% or less.

(1−9)Cr:0.3〜1.0%
Crは、低温靭性およびアレスト性を損なうことなく、強度を向上させることができる。したがって、Cr含有量は、0.3%以上であり、好ましくは0.4%以上であり、さらに好ましくは0.5%以上である。
(1-9) Cr: 0.3 to 1.0%
Cr can improve the strength without impairing low temperature toughness and arrest property. Therefore, the Cr content is 0.3% or more, preferably 0.4% or more, and more preferably 0.5% or more.

一方、Cr含有量が1.0%を超えると、高強度厚鋼板の靭性を劣化させる。したがって、Cr含有量は、1.0%以下であり、好ましくは0.9%以下であり、さらに好ましくは0.8%以下である。 On the other hand, when the Cr content exceeds 1.0%, the toughness of the high-strength thick steel sheet is deteriorated. Therefore, the Cr content is 1.0% or less, preferably 0.9% or less, and more preferably 0.8% or less.

(1−10)Mo:0.20〜0.8%
Moは、高強度厚鋼板の強度を向上させ、またBの添加による靭性の劣化を緩和する効果を有する。また、引張強さが780N/mmを超える高張力厚鋼板の溶接では、溶接熱影響部による軟化が生じるが、Moは、溶接による熱によって析出物を形成して、軟化を抑制する効果を有する。これにより、高強度厚鋼板に衝撃が加わった際に軟化部への局所的な応力集中が緩和され、靭性の劣化が抑制される。したがって、Mo含有量は、0.20%以上であり、好ましくは0.3%以上であり、さらに好ましくは0.4%以上である。
(1-10) Mo: 0.25 to 0.8%
Mo has the effect of improving the strength of the high-strength thick steel sheet and alleviating the deterioration of toughness due to the addition of B. Further, in welding of a high-strength thick steel sheet having a tensile strength of more than 780 N / mm 2 , softening occurs due to the heat-affected zone of welding, but Mo has the effect of suppressing softening by forming precipitates due to the heat of welding. Have. As a result, local stress concentration on the softened portion is alleviated when an impact is applied to the high-strength thick steel sheet, and deterioration of toughness is suppressed. Therefore, the Mo content is 0.20% or more, preferably 0.3% or more, and more preferably 0.4% or more.

一方、Mo含有量が0.8%を越えると、高強度厚鋼板の靭性が劣化する。したがって、Mo含有量は、0.8%以下であり、好ましくは0.7%以下であり、さらに好ましくは0.6%以下とする。 On the other hand, if the Mo content exceeds 0.8%, the toughness of the high-strength thick steel sheet deteriorates. Therefore, the Mo content is 0.8% or less, preferably 0.7% or less, and more preferably 0.6% or less.

(1−11)Nb:0.010〜0.030%
Nbは、再結晶を遅延させることができ、低温で熱間圧延を行うことにより高密度の転位を導入して変態核生成サイトを増加できる。このため、組織微細化し、高強度厚鋼板の靭性およびアレスト性を向上することができる。したがって、Nb含有量は、0.010%以上であり、好ましくは0.012%以上であり、さらに好ましくは0.017%以上である。
(1-11) Nb: 0.010 to 0.030%
Nb can delay recrystallization and introduce high-density dislocations by hot rolling at low temperature to increase metamorphic nucleation sites. Therefore, the structure can be refined and the toughness and arrestability of the high-strength thick steel sheet can be improved. Therefore, the Nb content is 0.010% or more, preferably 0.012% or more, and more preferably 0.017% or more.

一方、Nb含有量が0.030%を超えと高強度厚鋼板の靭性が劣化する。したがって、Nb含有量は、0.030%以下であり、好ましくは0.029%以下であり、さらに好ましくは0.028%以下である。 On the other hand, when the Nb content exceeds 0.030%, the toughness of the high-strength thick steel sheet deteriorates. Therefore, the Nb content is 0.030% or less, preferably 0.029% or less, and more preferably 0.028% or less.

(1−12)Ti:0.010〜0.030%
Tiは、窒化物を生成して加熱時の結晶粒の粗大化を抑制するとともに、粒内変態核となる複合介在物の生成に必要である。しかし、Ti含有量が0.010%未満では、この作用が奏されない。したがって、Ti含有量は、0.010%以上であり、好ましくは0.011%以上であり、さらに好ましくは0.015%以上である。
(1-12) Ti: 0.010 to 0.030%
Ti is necessary for forming nitrides to suppress coarsening of crystal grains during heating and for forming complex inclusions that become intragranular transformation nuclei. However, if the Ti content is less than 0.010%, this effect is not exhibited. Therefore, the Ti content is 0.010% or more, preferably 0.011% or more, and more preferably 0.015% or more.

一方、Ti含有量が0.030%を超えると、Ti炭化物が過剰に析出し母材靱性および溶接部靱性に悪影響を及ぼす。したがって、Ti含有量は、0.030%以下であり、好ましくは0.025%以下であり、さらに好ましくは0.020%以下である。 On the other hand, if the Ti content exceeds 0.030%, Ti carbides are excessively precipitated, which adversely affects the toughness of the base metal and the toughness of the weld. Therefore, the Ti content is 0.030% or less, preferably 0.025% or less, and more preferably 0.020% or less.

(1−13)N:0.0020〜0.0040%
Nは、Tiと窒化物を形成することにより加熱時の組織粗大化を抑制するため、高強度厚鋼板の靭性の向上に寄与する。したがって、N含有量は、0.0020%以上であり、好ましくは0.0024%以上であり、さらに好ましくは0.0025%以上である。
(1-13) N: 0.0020 to 0.0040%
N contributes to the improvement of the toughness of the high-strength thick steel sheet because it suppresses the texture coarsening during heating by forming a nitride with Ti. Therefore, the N content is 0.0020% or more, preferably 0.0024% or more, and more preferably 0.0025% or more.

一方、N含有量が0.0040%を超えると、窒化物が粗大化することにより高強度厚鋼板の靭性が劣化する。したがって、N含有量は、0.0040%以下であり、好ましくは0.0038%以下であり、さらに好ましくは0.0037%以下である。 On the other hand, when the N content exceeds 0.0040%, the toughness of the high-strength thick steel sheet deteriorates due to the coarsening of the nitride. Therefore, the N content is 0.0040% or less, preferably 0.0038% or less, and more preferably 0.0037% or less.

(1−14)O:0.0015〜0.0035%
O(酸素)は、粒内変態核となる複合酸化物の生成に必須である。したがって、O含有量は、0.0015%以上であり、好ましくは0.0017%以上であり、さらに好ましくは0.0020%以上である。
(1-14) O: 0.0015 to 0.0035%
O (oxygen) is essential for the formation of complex oxides that serve as intragranular transformation nuclei. Therefore, the O content is 0.0015% or more, preferably 0.0017% or more, and more preferably 0.0020% or more.

一方、Oは多量に含有すると清浄度の劣化が著しくなるため、母材、溶接金属部およびHAZともに実用的な靱性の確保が困難になる。したがって、O含有量は、0.0035%以下であり、好ましくは0.0033%以下であり、さらに好ましくは0.0030%以下である。 On the other hand, if O is contained in a large amount, the cleanliness is significantly deteriorated, so that it becomes difficult to secure practical toughness for the base metal, the weld metal portion, and the HAZ. Therefore, the O content is 0.0035% or less, preferably 0.0033% or less, and more preferably 0.0030% or less.

(1−15)B:0.0005〜0.0020%
Bは、少量で焼入れ性を向上することができるため、高強度厚鋼板の強度の向上に極めて有効である。さらに、溶接時はオーステナイト粒界に偏析し、粒界エネルギーを低下させることにより粒内から変態し、組織が微細化されるため、HAZ靭性の向上にも効果がある。したがって、B含有量は、0.0005%以上であり、好ましくは0.0006%以上であり、好ましくは0.0007%以上である。
(1-15) B: 0.0005 to 0.0020%
Since B can improve hardenability with a small amount, it is extremely effective in improving the strength of a high-strength thick steel sheet. Further, during welding, segregation occurs at the austenite grain boundaries, and by lowering the grain boundary energy, the grains are transformed from the inside of the grains and the structure is made finer, which is also effective in improving HAZ toughness. Therefore, the B content is 0.0005% or more, preferably 0.0006% or more, and preferably 0.0007% or more.

一方、B含有量が0.0020%を超えると焼入れ性が過剰となり靭性を劣化させる。したがって、B含有量は、0.0020%以下であり、好ましくは0.0017%以下であり、さらに好ましくは0.0014%以下である。 On the other hand, if the B content exceeds 0.0020%, the hardenability becomes excessive and the toughness deteriorates. Therefore, the B content is 0.0020% or less, preferably 0.0017% or less, and more preferably 0.0014% or less.

次に任意元素を説明する。
(1−16)V:0〜0.05%
Vは、本発明では必要に応じて含有する任意元素であり、一般的に焼入れ性を向上させ、溶接時に析出することにより軟化を抑制することに有効である。しかし、V含有量が0.05%を超えると、析出物が粗大化して靭性が劣化する。したがって、V含有量は、0.05%以下であり、好ましくは0.04%以下であり、さらに好ましくは0.03%以下である。
Next, arbitrary elements will be described.
(1-16) V: 0 to 0.05%
V is an optional element contained as necessary in the present invention, and is generally effective in improving hardenability and suppressing softening by precipitating during welding. However, when the V content exceeds 0.05%, the precipitate becomes coarse and the toughness deteriorates. Therefore, the V content is 0.05% or less, preferably 0.04% or less, and more preferably 0.03% or less.

上記効果を確実に得るためには、V含有量は、好ましくは0.01%以上であり、さらに好ましくは0.02%以上である。 In order to surely obtain the above effect, the V content is preferably 0.01% or more, and more preferably 0.02% or more.

(1−17)炭素当量Ceq:0.45〜0.60
さらに,本発明には所用の引張強さを確保するために、下記式(1)のように日本溶接協会規格(WES)で定義される焼入れ硬さの指標である炭素当量Ceqを0.45〜0.60とする。
Ceq=[C%]+[Si%]/24+[Mn%]/6+[Ni%]/40+[Cr%]/5+[Mo%]/4+[V%]/14・・・(1)
式(1)において[ ]付元素は、それぞれの元素の含有量(質量%)を表す。
(1-17) Carbon equivalent Ceq: 0.45 to 0.60
Further, in order to secure the required tensile strength in the present invention, the carbon equivalent Ceq, which is an index of quenching hardness defined by the Japan Welding Association Standard (WES) as shown in the following formula (1), is set to 0.45. It is set to ~ 0.60.
Ceq = [C%] + [Si%] / 24+ [Mn%] / 6+ [Ni%] / 40+ [Cr%] / 5+ [Mo%] / 4+ [V%] / 14 ・ ・・ (1)
In the formula (1), the elements with [] represent the content (mass%) of each element.

上記式(1)で定義される炭素当量Ceqは、鋼板の焼入れ性を示す指標となる。引張強さを確保するためには、鋼板に含有するC、Si、Mn、Ni、Cr、Mo、Vの含有量を、上記式(1)で定義される炭素当量Ceqを0.45以上にするように、調節する。炭素当量Ceqが0.45未満であると、焼入れ性が不足するために十分な引張強さが得られない。 The carbon equivalent Ceq defined by the above formula (1) is an index showing the hardenability of the steel sheet. In order to secure the tensile strength, the content of C, Si, Mn, Ni, Cr, Mo, and V contained in the steel sheet should be set to 0.45 or more with the carbon equivalent Ceq defined by the above formula (1). Adjust to do so. If the carbon equivalent Ceq is less than 0.45, sufficient tensile strength cannot be obtained due to insufficient hardenability.

炭素当量Ceqが大きくなるほど引張強さが高くなるが、炭素当量Ceqが0.60を超えると引張強さが過剰となり、それに伴ってシャルピーの吸収エネルギーが顕著に低下する。そのため、上記式(1)で定義される炭素当量Ceqは0.45〜0.60である。 The larger the carbon equivalent Ceq, the higher the tensile strength. However, when the carbon equivalent Ceq exceeds 0.60, the tensile strength becomes excessive, and the absorbed energy of Charpy is remarkably reduced accordingly. Therefore, the carbon equivalent Ceq defined by the above formula (1) is 0.45 to 0.60.

(1−18)残部
上記以外の残部は、Feおよび不純物である。不純物としては、鉱石やスクラップ等の原材料に含まれるものや、製造工程において含まれるものが例示される。
(1-18) Remaining Remaining other than the above is Fe and impurities. Examples of impurities include those contained in raw materials such as ore and scrap, and those contained in the manufacturing process.

2.複合介在物
さらに、本発明は、鋼板やHAZの組織微細化に寄与する複合介在物として、鋼中にTi酸化物の周囲にMnSが存在する複合介在物を含む。この複合介在物の断面におけるMnSの面積率、界面におけるMnSの割合、その介在物の粒径および個数密度が下記の範囲にある。
2. Composite inclusions Further, the present invention includes composite inclusions in which MnS is present around the Ti oxide in the steel as the composite inclusions that contribute to the microstructure miniaturization of the steel sheet and HAZ. The area ratio of MnS in the cross section of this composite inclusion, the ratio of MnS at the interface, the particle size and the number density of the inclusion are in the following ranges.

(2−1)複合介在物の断面におけるMnSの面積率:10%〜50%
本発明では、任意の切断面に現出した複合介在物を分析し、その複合介在物の断面積におけるMnSの面積率を測定することにより、複合介在物中のMnS量を規定する。
(2-1) Area ratio of MnS in the cross section of the composite inclusions: 10% to 50%
In the present invention, the amount of MnS in the composite inclusions is defined by analyzing the composite inclusions appearing on an arbitrary cut surface and measuring the area ratio of MnS in the cross-sectional area of the composite inclusions.

複合介在物の断面におけるMnSの面積率が10%未満であると、複合介在物中のMnS量が少なく、MnSとマトリクスとの界面に初期Mn欠乏層が十分に形成されない。その結果、溶接した際に粒内フェライトの生成が困難になる。したがって、複合介在物の断面におけるMnSの面積率は、10%以上であり、好ましくは12%以上であり、さらに好ましくは14%以上である。 When the area ratio of MnS in the cross section of the composite inclusion is less than 10%, the amount of MnS in the composite inclusion is small, and the initial Mn-deficient layer is not sufficiently formed at the interface between MnS and the matrix. As a result, it becomes difficult to generate intragranular ferrite when welding. Therefore, the area ratio of MnS in the cross section of the composite inclusion is 10% or more, preferably 12% or more, and more preferably 14% or more.

一方、複合介在物の断面におけるMnSの割合が50%超であると、複合介在物がMnS主体となる。この場合、Ti系酸化物中の原子空孔に吸収されるMnは少なく、溶接Mn欠乏層が形成されず、粒内フェライトの生成が困難になる。このため、複合介在物の断面におけるMnSの面積率は、50%以下であり、好ましくは47%以下であり、さらに好ましくは46%以下である。 On the other hand, when the proportion of MnS in the cross section of the composite inclusions exceeds 50%, the composite inclusions are mainly MnS. In this case, the amount of Mn absorbed by the atomic vacancies in the Ti-based oxide is small, the welded Mn-deficient layer is not formed, and it becomes difficult to generate intragranular ferrite. Therefore, the area ratio of MnS in the cross section of the composite inclusion is 50% or less, preferably 47% or less, and more preferably 46% or less.

(2−2)Ti系複合介在物の界面におけるMnSの割合:10%以上
複合介在物中のMnSは、Ti系酸化物の周囲に形成される。複合介在物の周長に占めるMnSの割合が10%未満であると、MnSとマトリクスとの界面に形成される初期Mn欠乏領域が小さく、溶接しても粒内フェライト核生成が十分でない。このため、良好な低温HAZ靭性を得ることができない。したがって、複合介在物のマトリクスとの周長に占めるMnSの割合は、10%以上であり、好ましくは14%以上であり、さらに好ましくは17%以上である。
(2-2) Percentage of MnS at the interface of Ti-based composite inclusions: 10% or more MnS in the composite inclusions is formed around the Ti-based oxide. When the ratio of MnS to the peripheral length of the composite inclusions is less than 10%, the initial Mn-deficient region formed at the interface between MnS and the matrix is small, and intragranular ferrite nucleation is not sufficient even after welding. Therefore, good low temperature HAZ toughness cannot be obtained. Therefore, the ratio of MnS to the circumference of the composite inclusions with the matrix is 10% or more, preferably 14% or more, and more preferably 17% or more.

一方、MnSの割合が大きいほど初期Mn欠乏層は大きくなり粒内フェライトが生成し易くなる。このため、MnSの割合の上限は定めないが、通常80%以下となる。 On the other hand, the larger the proportion of MnS, the larger the initial Mn-deficient layer and the easier it is to form intragranular ferrite. Therefore, the upper limit of the ratio of MnS is not set, but it is usually 80% or less.

(2−3)複合介在物の個数密度(粒径0.5〜5.0μmの複合介在物の個数密度):10〜40個/mm (2-3) Number density of composite inclusions (number density of composite inclusions having a particle size of 0.5 to 5.0 μm): 10 to 40 pieces / mm 2

複合介在物の個数密度とは、規定する粒径を有する複合介在物の単位面積当たりの個数のことをいう。複合介在物の粒径が0.5μm未満では、複合介在物の周囲から吸収できるMn量が少なく、その結果、粒内フェライトの生成量が低下する。一方、複合介在物の粒径が5.0μmより大きいと、複合介在物が破壊の起点になる。このため、本発明においては対象とする複合介在物の粒径を0.5〜5.0μmとする。 The number density of composite inclusions refers to the number of composite inclusions having a specified particle size per unit area. When the particle size of the composite inclusions is less than 0.5 μm, the amount of Mn that can be absorbed from the periphery of the composite inclusions is small, and as a result, the amount of intragranular ferrite produced decreases. On the other hand, when the particle size of the composite inclusions is larger than 5.0 μm, the composite inclusions become the starting point of fracture. Therefore, in the present invention, the particle size of the target composite inclusion is set to 0.5 to 5.0 μm.

このような粒径を有する複合介在物の個数密度は、Mn吸収量に関わる。安定した粒内フェライトを核生成させるためには、各複合介在物が旧オーステナイト内に少なくとも1つ程度含まれる必要がある。そのため、複合介在物の個数密度は、10個/mm以上であり、好ましくは12個/mm以上であり、さらに好ましくは13個/mm以上である。 The number density of the composite inclusions having such a particle size is related to the amount of Mn absorbed. In order to nucleate stable intragranular ferrite, it is necessary that at least one of each composite inclusion is contained in the old austenite. Therefore, the number density of the composite inclusions is 10 pieces / mm 2 or more, preferably 12 pieces / mm 2 or more, and more preferably 13 pieces / mm 2 or more.

一方、複合介在物が過剰に多い場合は、延性破壊の吸収エネルギーが低下する。このため、複合介在物の個数密度は、40個/mm以下であり、好ましくは39個/mm以下であり、さらに好ましくは34個/mm以下である。 On the other hand, if the amount of composite inclusions is excessive, the absorbed energy of ductile fracture decreases. Therefore, the number density of the composite inclusions is 40 pieces / mm 2 or less, preferably 39 pieces / mm 2 or less, and more preferably 34 pieces / mm 2 or less.

3.平均有効結晶粒径:10μm以下
さらに本発明は、アレスト性を確保するために有効結晶粒径のサイズは下記の範囲である。
3. 3. Average effective crystal grain size: 10 μm or less Further, in the present invention, the size of the effective crystal grain size is in the following range in order to ensure arrestability.

低温靭性およびアレスト性を確保するには、結晶の破壊単位となる有効結晶粒径を小さくすることが有効である。平均有効結晶粒径が10μm以下であれば、脆性亀裂の伝播エネルギーを吸収し、本発明に必要なアレスト性を確保できる。平均有効結晶粒径が10μmを超えるとアレスト性を確保できない。 In order to ensure low temperature toughness and arrestability, it is effective to reduce the effective crystal grain size, which is the fracture unit of the crystal. When the average effective crystal grain size is 10 μm or less, the propagation energy of brittle cracks can be absorbed and the arrest property required for the present invention can be secured. If the average effective crystal grain size exceeds 10 μm, the arrest property cannot be ensured.

したがって、平均有効結晶粒径は、10μm以下であり、好ましくは9.9μm以下であり、さらに好ましくは9.5μm以下である。なお、平均有効結晶粒径は小さいほど低温靭性およびアレスト性が良好となるため、平均有効結晶粒径の下限は、規定しないが、通常5μmである。 Therefore, the average effective crystal grain size is 10 μm or less, preferably 9.9 μm or less, and more preferably 9.5 μm or less. The smaller the average effective crystal grain size, the better the low temperature toughness and arrest property. Therefore, the lower limit of the average effective crystal grain size is not specified, but is usually 5 μm.

4.製造方法
次に、本発明に係る高張力厚鋼板は、上記のような化学組成を有していても、所用のアレスト性およびHAZ靭性を確保するためには、製造方法が適切でなければ、上記の複合介在物を得られない。
4. Manufacturing Method Next, even if the high-strength thick steel sheet according to the present invention has the above-mentioned chemical composition, if the manufacturing method is not appropriate in order to secure the required arrestability and HAZ toughness, The above composite inclusions cannot be obtained.

(4−1)工程I
本発明に係る高張力圧鋼板の鋳片の製造では、鋼中介在物の制御のため、RH(Ruhrstahl-Hausen)真空脱ガス処理前に、Arガスを上部より溶鋼内に吹込み、溶鋼の表面のスラグと溶鋼を反応させる。これにより、スラグ内のトータルFe量を調整し、溶鋼内の酸素ポテンシャルを10〜30ppmに制御する。
(4-1) Step I
In the production of slabs of high-strength pressure steel sheets according to the present invention, Ar gas is blown into the molten steel from above before the RH (Ruhrstahl-Hausen) vacuum degassing treatment in order to control inclusions in the steel. The surface slag reacts with the molten steel. Thereby, the total amount of Fe in the slag is adjusted, and the oxygen potential in the molten steel is controlled to 10 to 30 ppm.

ここで、Arガスの流量を100〜200L/minの間で調整し、吹き込み時間を5〜15minの間で調整する。
その後、RH真空脱ガス処理により各元素を添加して成分調整を行い、連続鋳造により300mm厚の鋳片を鋳造する。
Here, the flow rate of Ar gas is adjusted between 100 and 200 L / min, and the blowing time is adjusted between 5 and 15 min.
After that, each element is added by RH vacuum degassing treatment to adjust the composition, and a slab having a thickness of 300 mm is cast by continuous casting.

(4−2)工程II〜IV
次に、工程Iにより得られた鋳片に、以下の工程II〜工程IVを順次行う。
工程II:950〜1100℃の温度域へ加熱、均熱化
工程III:900℃以下の温度範囲での累積圧下率が50%以上となるように所望の
板厚まで熱間圧延
工程IV:熱間圧延終了後、700℃以上の温度から強制冷却(直接焼入れ)
さらに必要に応じて、工程IVの後に工程Vを行ってもよい。
工程V:600〜650℃の温度での焼戻し
(4-2) Steps II to IV
Next, the following steps II to IV are sequentially performed on the slab obtained in step I.
Step II: Heating to a temperature range of 950 to 1100 ° C. and soaking. Step III: Hot rolling to a desired plate thickness so that the cumulative reduction rate in the temperature range of 900 ° C. or lower is 50% or more Step IV: Heat Forced cooling (direct quenching) from a temperature of 700 ° C or higher after the end of inter-rolling
Further, if necessary, step V may be performed after step IV.
Step V: Tempering at a temperature of 600-650 ° C

工程IIにおいては、加熱温度が950℃未満であると、固溶Nbが不足し、未再結晶域を広げる効果が不足するため、高密度の転位を導入できない。このため、変態核生成サイトが不足するために組織微細化ができず、低温靭性およびアレスト性を確保できない。一方、加熱温度が1100℃を超えるとオーステナイト粒の粗大化が顕著になり、組織微細化が十分にできなくなる。このため、低温靭性およびアレスト性を確保できない。したがって、加熱温度は、950〜1100℃とする。 In step II, if the heating temperature is less than 950 ° C., the solid solution Nb is insufficient and the effect of widening the unrecrystallized region is insufficient, so that high-density dislocations cannot be introduced. For this reason, the structure cannot be miniaturized due to the lack of metamorphic nucleation sites, and low temperature toughness and arrestability cannot be ensured. On the other hand, when the heating temperature exceeds 1100 ° C., the coarsening of the austenite grains becomes remarkable, and the microstructure cannot be sufficiently refined. Therefore, low temperature toughness and arrestability cannot be ensured. Therefore, the heating temperature is 950 to 1100 ° C.

工程IIIにおいては、固溶Nbを確保して未再結晶域を広げた状態であっても、900℃を超える温度域での圧下により導入された転位は、圧延中に徐々に回復が起こるため、組織を十分に微細化できるほど転位を蓄積することができない。900℃以下で圧延すればするほど転位の蓄積には好ましいが、一方で、低温領域での圧下は、鋼板の変形抵抗が大きく、圧延機への負荷が大きいため、設備面からはこの温度域での圧下は少ないほうがが好ましい。 In step III, even in a state where the solid solution Nb is secured and the unrecrystallized region is widened, the dislocations introduced by rolling in the temperature range exceeding 900 ° C. gradually recover during rolling. , Dislocations cannot be accumulated enough to make the structure sufficiently fine. Rolling at 900 ° C or lower is preferable for the accumulation of dislocations, but on the other hand, rolling in the low temperature region has a large deformation resistance of the steel sheet and a large load on the rolling mill, so from the equipment side, this temperature range It is preferable that the rolling pressure is small.

900℃以下の温度範囲で累積圧下率が50%以上、好ましくは50〜60%で熱間圧延を行えば、所用のアレスト性を確保しつつ、設備への負荷も許容される。ただし、設備に問題なければ累積圧下率60%超で圧延してもアレスト性には何ら問題は生じない。ここで、900℃累積圧下率は、下記(式2)として定義する。 If hot rolling is performed in a temperature range of 900 ° C. or lower with a cumulative reduction rate of 50% or more, preferably 50 to 60%, the required arrestability is ensured and the load on the equipment is allowed. However, if there is no problem with the equipment, there is no problem with the arrest property even if the rolling is performed at a cumulative rolling reduction rate of more than 60%. Here, the 900 ° C. cumulative reduction rate is defined as the following (Equation 2).

(900℃以下累積圧下率[%])={(圧延900℃時の鋼板厚[mm])-(圧延後鋼板板厚[mm])}/{(鋳片厚[mm])-(圧延後鋼板板厚[mm])}×100・・・(2) (Cumulative reduction rate [%] below 900 ° C) = {(Steel plate thickness [mm] at 900 ° C rolled)-(Steel plate thickness after rolling [mm])} / {(Cast thickness [mm])-(Rolling Rear steel plate thickness [mm])} × 100 ・ ・ ・ (2)

工程IVにおいては、熱間圧延終了後に時間をおかずに強制冷却する。熱間圧延終了後できる限り早く強制冷却することが好ましいが、圧延機と冷却装置の位置関係により直ちに冷却ができない場合もある。このような場合でも少なくとも700℃以上から強制冷却すれば、十分な焼入れ効果を得られる。十分な焼入れ強度を得るには、強制冷却は、水などの冷却媒体が鋼板面全体に均一にあたるようにし、板厚の中心部が1℃/sec以上となる冷却速度で行うことが好ましい。 In step IV, forced cooling is performed shortly after the completion of hot rolling. It is preferable to forcibly cool the product as soon as possible after the hot rolling is completed, but it may not be possible to cool the product immediately due to the positional relationship between the rolling mill and the cooling device. Even in such a case, a sufficient quenching effect can be obtained by forcibly cooling from at least 700 ° C. or higher. In order to obtain sufficient quenching strength, it is preferable that forced cooling is performed at a cooling rate such that a cooling medium such as water uniformly hits the entire surface of the steel sheet and the central portion of the plate thickness is 1 ° C./sec or more.

さらに必要に応じて工程Vを行うことができ、600〜650℃に焼戻しを行うことで靭性を向上させることができる。
このようにして、本発明に係る高張力厚鋼板を製造することができる。さらに、本発明に係る高張力厚鋼板およびその製造方法を具体的に説明するが、これは、本発明の例示であり、これにより本発明が限定されるものではない。
Further, step V can be performed if necessary, and the toughness can be improved by tempering at 600 to 650 ° C.
In this way, the high-strength thick steel sheet according to the present invention can be manufactured. Further, the high-strength thick steel sheet according to the present invention and the method for producing the same will be specifically described, but this is an example of the present invention, and the present invention is not limited thereto.

本発明では、転炉で溶製し、表1,2に示す化学組成を有する300mm厚の鋳片を連続鋳造法により作製した。ここで、複合介在物の制御の観点より、転炉においてRH真空脱ガス処理前の溶鋼中の酸素ポテンシャルを表3,4に示す量に調整した後、Ti等を添加して成分調整した。 In the present invention, a 300 mm thick slab having the chemical composition shown in Tables 1 and 2 was prepared by a continuous casting method by melting in a converter. Here, from the viewpoint of controlling the composite inclusions, the oxygen potential in the molten steel before the RH vacuum degassing treatment in the converter was adjusted to the amounts shown in Tables 3 and 4, and then Ti and the like were added to adjust the components.

Figure 0006897450
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その後、連続鋳造過程で溶鋼の温度を過度に高くせず、溶鋼の化学組成から決まる凝固温度に対し、その差が50℃以内になるように管理し、さらに凝固直前の電磁攪拌および凝固時の圧下を行って、300mm厚さの鋳片とした。 After that, the temperature of the molten steel is not excessively raised in the continuous casting process, and the difference between the solidification temperature determined by the chemical composition of the molten steel is controlled to be within 50 ° C. It was reduced to a 300 mm thick slab.

表1,2に示す化学組成を有する鋳片を表3,4に示す加工条件によって、鋳片に加熱および均熱、熱間圧延、焼入れを行い、一部の試料についてはさらに焼戻しを行って、板厚が25〜80mmの高強度厚鋼板を得た。 The slabs having the chemical compositions shown in Tables 1 and 2 are heated, soaked, hot-rolled, and hardened according to the processing conditions shown in Tables 3 and 4, and some samples are further tempered. , A high-strength thick steel plate having a plate thickness of 25 to 80 mm was obtained.

Ti系複合介在物の断面におけるMnS面積率およびMnS周長割合の算出には、高強度厚鋼板の板厚1/4t部より採取した複合介在物分析用の試験片を用いた。複合介在物は、電子プローブマイクロアナライザー(EPMA)を用い、複合介在物を面分析したマッピング画像から、MnS面積率および複合介在物の界面におけるMnS周長割合を測定した。MnS面積率および複合介在物の界面におけるMnS周長割合は、各試料につき20個ずつEPMAによる分析を行い、平均値を算出することにより求めた。 For the calculation of the MnS area ratio and the MnS peripheral length ratio in the cross section of the Ti-based composite inclusions, a test piece for analyzing the composite inclusions collected from a 1/4 t portion of the high-strength thick steel plate was used. For the composite inclusions, the MnS area ratio and the MnS circumference ratio at the interface of the composite inclusions were measured from the mapping image obtained by surface-analyzing the composite inclusions using an electron probe microanalyzer (EPMA). The MnS area ratio and the MnS peripheral length ratio at the interface of the composite inclusions were determined by performing an EPMA analysis of 20 samples for each sample and calculating an average value.

さらに、Ti系複合介在物の個数密度は、SEM-EDXを組み合わせた自動介在物分析装置から得た複合介在物の形状測定データから、粒径が0.5〜5.0μmの範囲である複合介在物の個数を算出することにより、個数密度を算出した。算出した結果を表3,4に示す。 Further, the number density of Ti-based composite inclusions is a composite having a particle size in the range of 0.5 to 5.0 μm from the shape measurement data of the composite inclusions obtained from the automatic inclusion analyzer combined with SEM-EDX. The number density was calculated by calculating the number of inclusions. The calculated results are shown in Tables 3 and 4.

平均有効結晶粒径の同定は、電界放射型走査型電子顕微鏡(FE-SEM)の電子線後方散乱回折法(EBSD)を用いたOrientation Imaging Microscopy法(OIM法)を用いて行った。EBSP-OIM法は、走査型電子顕微鏡(SEM)内で高傾斜した試料に電子線を照射し、後方散乱して形成された菊池パターンを高感度カメラで撮影し、コンピュータ画像処理することにより照射点の結晶方位を短待間で測定する装置およびソフトウエアにより構成されている。 The average effective crystal grain size was identified using the Orientation Imaging Microscopy method (OIM method) using the electron backscatter diffraction method (EBSD) of a field emission scanning electron microscope (FE-SEM). In the EBSP-OIM method, a highly inclined sample is irradiated with an electron beam in a scanning electron microscope (SEM), and the Kikuchi pattern formed by backscattering is photographed with a high-sensitivity camera and irradiated by computer image processing. It consists of a device and software for measuring the crystal orientation of a point in a short waiting time.

これにより、バルク試料の表面の微細構造ならびに結晶方位を定量的に解析できる。その結晶粒の方位差を一般的に脆性亀裂伝播停止特性に寄与する閾値として認識されている15°を結晶粒界として定義してマッピングした画像より粒を可視化し、平均有効結晶粒径を求めた。 This makes it possible to quantitatively analyze the microstructure and crystal orientation of the surface of the bulk sample. The grain is visualized from the mapped image by defining 15 °, which is generally recognized as the threshold that contributes to the brittle crack propagation stop characteristic, as the grain boundary, and the average effective crystal grain size is obtained. It was.

具体的には、高強度厚鋼板の1/4t部から試験片を採取し、板厚断面を鏡面研磨した後、電界研磨をして表面を調整した試料を用意した。その後、日本電子社製FE-SEM(例えばJEOL JSM 7800F)を使用して結晶粒径を測定した。測定領域は400μm×400μmとして測定ステップ間隔を0.4μmとした。EBSD測定・解析は、TSL社製のOIMソフトフェアを使用した。得られた平均有効結晶粒径を表3,4に示す。 Specifically, a test piece was collected from a 1 / 4t portion of a high-strength thick steel plate, the cross section of the plate thickness was mirror-polished, and then an electric field polishing was performed to prepare a sample whose surface was adjusted. Then, the crystal grain size was measured using FE-SEM manufactured by JEOL Ltd. (for example, JEOL JSM 7800F). The measurement area was 400 μm × 400 μm, and the measurement step interval was 0.4 μm. The OIM software manufactured by TSL was used for EBSD measurement and analysis. The average effective crystal grain size obtained is shown in Tables 3 and 4.

表3,4で得られた高強度厚鋼板の板厚中央部より圧延と直角の方向にJIS Z2241−2016に準拠した4号引張試験片(丸棒)(径=14mm)と、JIS Z2242−2016に準拠したシャルピー試験片に準拠したシャルピー試験片(2mmVノッチ試験片)を採取した。ノッチ位置は板厚方向とした。 No. 4 tensile test piece (round bar) (diameter = 14 mm) conforming to JIS Z2241-2016 in the direction perpendicular to rolling from the center of the thickness of the high-strength thick steel sheet obtained in Tables 3 and 4, and JIS Z2242- A Charpy test piece (2 mm V notch test piece) conforming to the 2016 Charpy test piece was collected. The notch position was in the plate thickness direction.

それぞれ機械特性試験を行い、引張強さ、降伏強さ、−60℃のシャルピー吸収エネルギーを測定した。脆性亀裂伝播停止特性は、温度勾配型ESSO試験を行い、Kcaが200MPa・m1/2となる温度を評価した。 Each mechanical property test was carried out, and the tensile strength, yield strength, and Charpy absorption energy at −60 ° C. were measured. For the brittle crack propagation stop characteristic, a temperature gradient type ESSO test was performed, and the temperature at which Kca was 200 MPa · m 1/2 was evaluated.

図1は、実施例におけるHAZ靭性を評価するための試験片採取要領を示す図である。図1における符号1は2mmVノッチシャルピー試験片を示し、符号2は裏板を示し、符号3は溶接ビードを示し、符号4は鋼板を示す。 FIG. 1 is a diagram showing a test piece collection procedure for evaluating HAZ toughness in Examples. In FIG. 1, reference numeral 1 indicates a 2 mm V notch Charpy test piece, reference numeral 2 indicates a back plate, reference numeral 3 indicates a weld bead, and reference numeral 4 indicates a steel plate.

HAZ靭性は、鋼板4をレ型開先で突き合わせた後、80k級鋼用の直径4.8mmのサブマージアーク溶接用ソリッドワイヤ商品名Y−80と溶接フラックス商品名NB−80(共に日鐵住金溶接工業株式会社製)を用いて、溶接入熱60〜80kJ/cmにて図1に示す多層盛り溶接を行った。 For HAZ toughness, after abutting the steel plate 4 with a re-shaped groove, the solid wire for submerged arc welding with a diameter of 4.8 mm for 80 k class steel Y-80 and the welding flux brand name NB-80 (both Nippon Steel & Sumitomo Metal) Welding industry Co., Ltd.) was used to perform multi-layered welding as shown in FIG. 1 at a welding heat input of 60 to 80 kJ / cm.

その後、溶接長手方向と垂直に切断し、図1に示すように表層から1/4tの溶融部をノッチ位置として2mmVノッチシャルピー試験片を採取して、−40℃でシャルピー衝撃試験を行って吸収エネルギーを評価した。 After that, it is cut perpendicular to the longitudinal direction of welding, and as shown in FIG. 1, a 2 mm V notch Charpy test piece is taken from the surface layer with a 1/4 t melted portion as a notch position, and a Charpy impact test is performed at −40 ° C. to absorb the test piece. Evaluated the energy.

特性の評価基準は以下の通りとした。
・降伏強さ:合格基準無し。
・引張強さ:780MPa以上を合格とした。
・鋼板靭性:−60℃シャルピー吸収エネルギーが100J以上を合格とした。
・アレスト性:Kcaが200MPa・m1/2となる温度が−10℃以下を合格とした。
・HAZ部靭性:−40℃シャルピー吸収エネルギーが47J以上を合格とした。
得られた試験結果を表3,4に示す。
The evaluation criteria for the characteristics are as follows.
-Yield strength: No acceptance criteria.
-Tensile strength: 780 MPa or more was regarded as acceptable.
-Steel toughness: -60 ° C Charpy absorption energy of 100 J or more was accepted.
-Arestability: A temperature at which Kca was 200 MPa · m 1/2 was -10 ° C or less was accepted.
-HAZ part toughness: -40 ° C Charpy absorption energy of 47J or more was accepted.
The obtained test results are shown in Tables 3 and 4.

Figure 0006897450
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表3における記号A01〜A30は、本発明の規定を全て満足する本発明例であり、表4における記号B01〜B31は、本発明の規定を満足しない比較例である。 Symbols A01 to A30 in Table 3 are examples of the present invention that satisfy all the provisions of the present invention, and symbols B01 to B31 in Table 4 are comparative examples that do not satisfy the provisions of the present invention.

記号A01〜A30は、引張強さ:780MPa以上、−60℃シャルピー吸収エネルギー:100J以上,Kcaが200MPa・m1/2となる温度:−10℃以下、−40℃シャルピー吸収エネルギー:47J以上の機械特性を備えており、低温靭性およびアレスト性に優れ、かつ大入熱溶接においてHAZ靭性に優れる。このため、大入熱溶接が適用でき、溶接施工効率に優れる、低温靭性、アレスト性およびHAZ靭性に優れる板厚が25mm以上の高張力厚鋼板である。このため、記号A01〜A30は、ペンストックや圧力容器などの大型構造物に好適に用いられる。 Symbols A01 to A30 have a tensile strength of 780 MPa or more, a -60 ° C Charpy absorption energy of 100 J or more, a temperature at which Kca is 200 MPa · m 1/2 , a temperature of -10 ° C or less, and a -40 ° C Charpy absorption energy of 47 J or more. It has mechanical properties, is excellent in low temperature toughness and arrest property, and is excellent in HAZ toughness in high heat input welding. Therefore, it is a high-strength thick steel sheet to which high heat input welding can be applied, which is excellent in welding work efficiency, and which is excellent in low temperature toughness, arrest property and HAZ toughness, and has a plate thickness of 25 mm or more. Therefore, the symbols A01 to A30 are preferably used for large structures such as penstocks and pressure vessels.

これに対し、記号B01は、C含有量が本発明の範囲の下限を下回るため、引張強さが不足した。
記号B02は、C含有量が本発明の範囲の上限を上回るため、鋼板の靭性が不足した。
記号B03は、Si含有量が本発明の範囲の下限を下回るため、鋼板の靭性が不足した。
On the other hand, the symbol B01 had insufficient tensile strength because the C content was below the lower limit of the range of the present invention.
In symbol B02, the toughness of the steel sheet was insufficient because the C content exceeded the upper limit of the range of the present invention.
In symbol B03, the toughness of the steel sheet was insufficient because the Si content was below the lower limit of the range of the present invention.

記号B04は、Si含有量が本発明の範囲の上限を上回るため、鋼板の靭性が不足した。
記号B05は、Mn含有量が本発明の範囲の下限を下回り、MnS面積率およびMnS周長割合が不十分となったため、HAZ靭性が不足した。
記号B06は、Mn含有量が本発明の範囲の上限を上回るため、鋼板の靭性が不足した。
In symbol B04, the toughness of the steel sheet was insufficient because the Si content exceeded the upper limit of the range of the present invention.
The symbol B05 lacked HAZ toughness because the Mn content was below the lower limit of the range of the present invention and the MnS area ratio and the MnS peripheral length ratio were insufficient.
In symbol B06, the toughness of the steel sheet was insufficient because the Mn content exceeded the upper limit of the range of the present invention.

記号B07は、Al含有量が本発明の範囲の上限を上回り、個数密度が不十分となったため、HAZ靭性が不足した。
記号B08は、Cu含有量が本発明の範囲の下限を下回るため、引張強さが不足した。
記号B09は、Cu含有量が本発明の範囲の上限を上回るため、鋼板の靭性が不足した。
The symbol B07 lacked HAZ toughness because the Al content exceeded the upper limit of the range of the present invention and the number density was insufficient.
Symbol B08 has insufficient tensile strength because the Cu content is below the lower limit of the range of the present invention.
The symbol B09 lacks the toughness of the steel sheet because the Cu content exceeds the upper limit of the range of the present invention.

記号B10は、Ni含有量が本発明の範囲の下限を上回るため、アレスト性が不足した。
記号B11は、Cr含有量が本発明の範囲の下限を下回るため、引張強さが不足した。
記号B12は、Cr含有量が本発明の範囲の上限を上回るため、鋼板の靭性が不足した。
記号B13は、Mo含有量が本発明の範囲の下限を下回るため、引張強さが不足した。
Symbol B10 lacked arrestability because the Ni content exceeded the lower limit of the range of the present invention.
Symbol B11 has insufficient tensile strength because the Cr content is below the lower limit of the range of the present invention.
The symbol B12 lacks the toughness of the steel sheet because the Cr content exceeds the upper limit of the range of the present invention.
Symbol B13 has insufficient tensile strength because the Mo content is below the lower limit of the range of the present invention.

記号B14は、Mo含有量が本発明の範囲の上限を上回るため、鋼板の靭性が不足した。
記号B15は、Nb含有量が本発明の範囲の下限を下回るため、鋼板の靭性が不足した。
記号B16は、Nb含有量が本発明の範囲の上限を上回るため、鋼板の靭性が不足した。
記号B17は、V含有量が本発明の範囲の上限を上回るため、鋼板の靭性が不足した。
The symbol B14 has insufficient toughness of the steel sheet because the Mo content exceeds the upper limit of the range of the present invention.
The symbol B15 has insufficient toughness of the steel sheet because the Nb content is below the lower limit of the range of the present invention.
The symbol B16 has insufficient toughness of the steel sheet because the Nb content exceeds the upper limit of the range of the present invention.
In symbol B17, the toughness of the steel sheet was insufficient because the V content exceeded the upper limit of the range of the present invention.

記号B18は、Ti含有量が本発明の範囲の下限を下回るため、アレスト性が不足した。
記号B19は、Ti含有量が本発明の範囲の上限を上回るため、鋼板の靭性が不足した。
記号B20は、N含有量が本発明の範囲の下限を下回るため、鋼板の靭性が不足した。
記号B21は、N含有量が本発明の範囲の上限を上回るため、鋼板の靭性が不足した。
Symbol B18 lacked arrestability because the Ti content was below the lower limit of the range of the present invention.
The symbol B19 has insufficient toughness of the steel sheet because the Ti content exceeds the upper limit of the range of the present invention.
The symbol B20 has insufficient toughness of the steel sheet because the N content is below the lower limit of the range of the present invention.
The symbol B21 has insufficient toughness of the steel sheet because the N content exceeds the upper limit of the range of the present invention.

記号B22は、RH真空脱ガス処理前における溶鋼中の酸素ポテンシャルが本発明の範囲の下限を下回るとともにO含有量が本発明の範囲の下限を下回るため、個数密度が不十分となり、HAZ靭性が不足した。 The symbol B22 indicates that the oxygen potential in the molten steel before the RH vacuum degassing treatment is below the lower limit of the range of the present invention and the O content is below the lower limit of the range of the present invention, so that the number density is insufficient and the HAZ toughness is reduced. There was a shortage.

記号B23は、RH真空脱ガス処理前における溶鋼中の酸素ポテンシャルが本発明の範囲の上限を上回るとともにO含有量が本発明の範囲の上限を上回るため、鋼板の靭性が不足した。 In symbol B23, the toughness of the steel sheet was insufficient because the oxygen potential in the molten steel before the RH vacuum degassing treatment exceeded the upper limit of the range of the present invention and the O content exceeded the upper limit of the range of the present invention.

記号B24は、B含有量が本発明の範囲の下限を下回るため、鋼板の靭性が不足した。
記号B25は、B含有量が本発明の範囲の上限を上回るため、鋼板の靭性が不足した。
記号B26は、炭素当量Ceqが本発明の範囲の下限を下回るため、引張強さが不足した。
The symbol B24 has insufficient toughness of the steel sheet because the B content is below the lower limit of the range of the present invention.
The symbol B25 lacks the toughness of the steel sheet because the B content exceeds the upper limit of the range of the present invention.
The symbol B26 has insufficient tensile strength because the carbon equivalent Ceq is below the lower limit of the range of the present invention.

記号B27は、炭素当量Ceqが本発明の範囲の上限を上回るため、鋼板の靭性が不足した。
記号B28は、900℃以下の累積圧下率が本発明の範囲の下限を下回るため、アレスト性が不足した。
The symbol B27 lacked the toughness of the steel sheet because the carbon equivalent Ceq exceeded the upper limit of the range of the present invention.
Symbol B28 lacked arrestability because the cumulative reduction rate of 900 ° C. or lower was below the lower limit of the range of the present invention.

記号B29は、RH真空脱ガス処理前における溶鋼中の酸素ポテンシャルが本発明の範囲の下限を下回り、個数密度が不十分となったため、HAZ靭性が不足した。
記号B30は、RH真空脱ガス処理前における溶鋼中の酸素ポテンシャルが本発明の範囲の上限を上回り、MnS面積率およびMnS周長割合が不十分となったため、HAZ靭性が不足した。
In symbol B29, the oxygen potential in the molten steel before the RH vacuum degassing treatment was below the lower limit of the range of the present invention, and the number density was insufficient, so that the HAZ toughness was insufficient.
In symbol B30, the oxygen potential in the molten steel before the RH vacuum degassing treatment exceeded the upper limit of the range of the present invention, and the MnS area ratio and the MnS peripheral length ratio became insufficient, so that the HAZ toughness was insufficient.

さらに、記号B31は、S含有量が本発明の範囲の下限を下回り、MnS面積率及びMnS周長割合が不十分となったため、HAZ靭性が不足した。 Further, the symbol B31 lacked HAZ toughness because the S content was below the lower limit of the range of the present invention and the MnS area ratio and the MnS peripheral length ratio were insufficient.

1 2mmVノッチシャルピー試験片
2 裏板
3 溶接ビード
4 鋼板
1 2mm V notch Charpy test piece 2 Back plate 3 Welded bead 4 Steel plate

Claims (4)

化学組成が、質量%で、
C:0.05〜0.13%、
Si:0.10〜0.50%、
Mn:1.0〜1.6%、
P:0.015%以下、
S:0.001〜0.005%、
Al:0.0028%以下、
Cu:0.20〜0.50%、
Ni:0.6〜2.0%、
Cr:0.3〜1.0%、
Mo:0.20〜0.8%、
Nb:0.010〜0.030%、
Ti:0.010〜0.030%、
N:0.0020〜0.0040%、
O:0.0015〜0.0035%、
B:0.0005〜0.0020%、
V:0〜0.05%、
残部はFeおよび不純物であり、
以下の式(1)で定義される炭素当量Ceqが0.45〜0.60であり、
さらに、鋼中にTi酸化物の周囲にMnSが存在する複合介在物を含み、
前記複合介在物の断面における前記MnSの面積率が10〜50%であり、
その界面におけるMnSの割合が10%以上であり、
粒径0.5〜5.0μmの前記複合介在物の個数密度が10〜40個/mmであり、
その金属組織の平均有効結晶粒径が10μm以下である、引張強さ780MPa以上で板厚25mm以上の低温靭性、アレスト性およびHAZ靭性に優れる高張力厚鋼板。
Ceq=[C%]+[Si%]/24+[Mn%]/6+[Ni%]/40+[Cr%]/5+[Mo%]/4+[V%]/14・・・(1)
式(1)において[ ]付元素は、それぞれの元素の含有量(質量%)を表す。
The chemical composition is mass%,
C: 0.05 to 0.13%,
Si: 0.10 to 0.50%,
Mn: 1.0 to 1.6%,
P: 0.015% or less,
S: 0.001 to 0.005%,
Al: 0.0028% or less,
Cu: 0.25 to 0.50%,
Ni: 0.6-2.0%,
Cr: 0.3-1.0%,
Mo: 0.25 to 0.8%,
Nb: 0.010 to 0.030%,
Ti: 0.010 to 0.030%,
N: 0.0020 to 0.0040%,
O: 0.0015 to 0.0035%,
B: 0.0005 to 0.0020%,
V: 0-0.05%,
The rest is Fe and impurities,
The carbon equivalent Ceq defined by the following formula (1) is 0.45 to 0.60.
In addition, the steel contains composite inclusions in which MnS is present around the Ti oxide.
The area ratio of the MnS in the cross section of the composite inclusion is 10 to 50%.
The proportion of MnS at the interface is 10% or more,
The number density of the composite inclusions having a particle size of 0.5 to 5.0 μm is 10 to 40 pieces / mm 2 .
A high-strength thick steel sheet having an average effective crystal grain size of 10 μm or less, a tensile strength of 780 MPa or more, and a plate thickness of 25 mm or more, excellent in low-temperature toughness, arrestability, and HAZ toughness.
Ceq = [C%] + [Si%] / 24+ [Mn%] / 6+ [Ni%] / 40+ [Cr%] / 5+ [Mo%] / 4+ [V%] / 14 ・ ・・ (1)
In the formula (1), the elements with [] represent the content (mass%) of each element.
V:0.01〜0.05%を含有する、請求項1に記載の高張力厚鋼板。 The high-strength thick steel sheet according to claim 1, which contains V: 0.01 to 0.05%. RH真空脱ガス処理前において、溶鋼中の酸素ポテンシャルを10〜30ppmとして、RH真空脱ガス処理において化学組成を調整して溶鋼を製造し、
該溶鋼を用いて連続鋳造法により鋳片を製造し、
該鋳片を950〜1100℃の温度に加熱および均熱してから、
900℃以下の温度範囲にて累積圧下率50%以上で所定の板厚に仕上げるように熱間圧延を行い、
該熱間圧延の直後に700℃以上の温度から直接焼入れをする、請求項1または2に記載の高張力厚鋼板の製造方法。
Before the RH vacuum degassing treatment, the oxygen potential in the molten steel was set to 10 to 30 ppm, and the chemical composition was adjusted in the RH vacuum degassing treatment to produce the molten steel.
A slab is produced by a continuous casting method using the molten steel.
The slab is heated and leveled to a temperature of 950 to 1100 ° C.
Hot rolling is performed in a temperature range of 900 ° C. or lower so as to finish to a predetermined plate thickness with a cumulative reduction rate of 50% or more.
The method for producing a high-strength thick steel sheet according to claim 1 or 2, wherein immediately after the hot rolling, quenching is performed directly from a temperature of 700 ° C. or higher.
前記直接焼入れをした後にさらに600〜650℃の温度で焼戻し処理を施す、請求項3に記載の高張力厚鋼板の製造方法。
The method for producing a high-strength thick steel sheet according to claim 3, wherein after the direct quenching, a tempering treatment is further performed at a temperature of 600 to 650 ° C.
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