JP6947327B2 - 高強度鋼板、高強度部材及びそれらの製造方法 - Google Patents
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- C23—COATING METALLIC MATERIAL; COATING MATERIAL WITH METALLIC MATERIAL; CHEMICAL SURFACE TREATMENT; DIFFUSION TREATMENT OF METALLIC MATERIAL; COATING BY VACUUM EVAPORATION, BY SPUTTERING, BY ION IMPLANTATION OR BY CHEMICAL VAPOUR DEPOSITION, IN GENERAL; INHIBITING CORROSION OF METALLIC MATERIAL OR INCRUSTATION IN GENERAL
- C23C—COATING METALLIC MATERIAL; COATING MATERIAL WITH METALLIC MATERIAL; SURFACE TREATMENT OF METALLIC MATERIAL BY DIFFUSION INTO THE SURFACE, BY CHEMICAL CONVERSION OR SUBSTITUTION; COATING BY VACUUM EVAPORATION, BY SPUTTERING, BY ION IMPLANTATION OR BY CHEMICAL VAPOUR DEPOSITION, IN GENERAL
- C23C2/00—Hot-dipping or immersion processes for applying the coating material in the molten state without affecting the shape; Apparatus therefor
- C23C2/26—After-treatment
- C23C2/28—Thermal after-treatment, e.g. treatment in oil bath
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C23—COATING METALLIC MATERIAL; COATING MATERIAL WITH METALLIC MATERIAL; CHEMICAL SURFACE TREATMENT; DIFFUSION TREATMENT OF METALLIC MATERIAL; COATING BY VACUUM EVAPORATION, BY SPUTTERING, BY ION IMPLANTATION OR BY CHEMICAL VAPOUR DEPOSITION, IN GENERAL; INHIBITING CORROSION OF METALLIC MATERIAL OR INCRUSTATION IN GENERAL
- C23C—COATING METALLIC MATERIAL; COATING MATERIAL WITH METALLIC MATERIAL; SURFACE TREATMENT OF METALLIC MATERIAL BY DIFFUSION INTO THE SURFACE, BY CHEMICAL CONVERSION OR SUBSTITUTION; COATING BY VACUUM EVAPORATION, BY SPUTTERING, BY ION IMPLANTATION OR BY CHEMICAL VAPOUR DEPOSITION, IN GENERAL
- C23C2/00—Hot-dipping or immersion processes for applying the coating material in the molten state without affecting the shape; Apparatus therefor
- C23C2/34—Hot-dipping or immersion processes for applying the coating material in the molten state without affecting the shape; Apparatus therefor characterised by the shape of the material to be treated
- C23C2/36—Elongated material
- C23C2/40—Plates; Strips
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
- C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
- C21D2211/00—Microstructure comprising significant phases
- C21D2211/001—Austenite
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
- C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
- C21D2211/00—Microstructure comprising significant phases
- C21D2211/002—Bainite
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
- C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
- C21D2211/00—Microstructure comprising significant phases
- C21D2211/005—Ferrite
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
- C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
- C21D2211/00—Microstructure comprising significant phases
- C21D2211/008—Martensite
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
- C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
- C21D2211/00—Microstructure comprising significant phases
- C21D2211/009—Pearlite
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
- C22C—ALLOYS
- C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
Description
C:0.06%以上0.14%以下、
Si:0.1%以上1.5%以下、
Mn:1.4%以上2.2%以下、
P:0.05%以下、
S:0.0050%以下、
Al:0.01%以上0.20%以下、
N:0.10%以下、
Nb:0.015%以上0.060%以下、及び
Ti:0.001%以上0.030%以下を含有し、
S、N及びTiの含有量が下記式(1)を満たし、
残部はFeおよび不可避的不純物からなる成分組成を有し、
鋼組織全体に対する面積率で、フェライトが30%以上100%以下、マルテンサイトが0%以上70%以下、パーライト、ベイナイトおよび残留オーステナイトの合計が20%未満であり、前記フェライトのうち未再結晶フェライトが全組織に対する面積率で0%以上10%以下であり、鋼板長手方向における未再結晶フェライトの面積率の最大値と最小値の差が5%以下である高強度鋼板。
式(1):[%Ti]−(48/14)[%N]−(48/32)[%S] ≦ 0
上記式(1)で、[%Ti]は成分元素Tiの含有量(質量%)であり、[%N]は成分元素Nの含有量(質量%)であり、[%S]は成分元素Sの含有量(質量%)である。
[2]前記成分組成が、さらに、質量%で、
Cr:0.01%以上0.15%以下、
Mo:0.01%以上0.10%未満、及び
V:0.001%以上0.065%以下のうち1種又は2種以上を含有する[1]に記載の高強度鋼板。
[3]前記成分組成が、さらに、質量%で、
B:0.0001%以上0.002%未満を含有する[1]又は[2]に記載の高強度鋼板。
[4]前記成分組成が、さらに、質量%で、
Cu:0.001%以上0.2%以下、及び
Ni:0.001%以上0.1%以下のうち1種又は2種を含有する[1]〜[3]のいずれか一つに記載の高強度鋼板。
[5]鋼板の表面にめっき層を有する[1]〜[4]のいずれか一つに記載の高強度鋼板。
[6][1]〜[5]のいずれか一つに記載の高強度鋼板に対して、成形加工及び溶接の少なくとも一方を施してなる高強度部材。
[7][1]〜[4]のいずれか一つに記載の成分組成を有する鋼スラブを、下記式(2)を満たす加熱温度T(℃)で1.0時間以上加熱した後、2℃/秒以上の平均冷却速度で当該加熱温度から圧延開始温度まで冷却し、次いで仕上圧延終了温度:850℃以上で仕上げ圧延し、次いで当該仕上圧延終了温度から650℃以下まで10℃/秒以上の平均冷却速度で冷却した後に650℃以下で巻き取る、熱間圧延工程と、
前記熱間圧延工程で得られた熱延鋼板を、600℃から700℃までを8℃/秒以下の平均昇温速度でAC1点以上(AC3点+20℃)以下の焼鈍温度まで加熱し、当該焼鈍温度で下記式(3)を満たす保持時間t(秒)で保持した後に冷却する、焼鈍工程と、を有する高強度鋼板の製造方法。
式(2):0.80×(2.4−6700/T)≦log{[%Nb]×([%C]+12/14[%N])}≦0.65×(2.4−6700/T)
上記式(2)で、Tは鋼スラブの加熱温度(℃)であり、[%Nb]は成分元素Nbの含有量(質量%)であり、[%C]は成分元素Cの含有量(質量%)であり、[%N]は成分元素Nの含有量(質量%)である。
式(3):1500≦(AT+273)×logt<5000
上記式(3)で、ATは焼鈍温度(℃)であり、tは焼鈍温度での保持時間(秒)である。
[8][1]〜[4]のいずれか一つに記載の成分組成を有する鋼スラブを、下記式(2)を満たす加熱温度T(℃)で1.0時間以上加熱した後、2℃/秒以上の平均冷却速度で当該加熱温度から圧延開始温度まで冷却し、次いで仕上圧延終了温度:850℃以上で仕上げ圧延し、次いで当該仕上圧延終了温度から650℃以下まで10℃/秒以上の平均冷却速度で冷却した後に650℃以下で巻き取る、熱間圧延工程と、
前記熱間圧延工程で得られた熱延鋼板に冷間圧延する冷間圧延工程と、
前記冷間圧延工程で得られた冷延鋼板を、600℃から700℃までを8℃/秒以下の平均昇温速度でAC1点以上(AC3点+20℃)以下の焼鈍温度まで加熱し、当該焼鈍温度で下記式(3)を満たす保持時間t(秒)で保持した後に冷却する、焼鈍工程と、を有する高強度鋼板の製造方法。
式(2):0.80×(2.4−6700/T)≦log{[%Nb]×([%C]+12/14[%N])}≦0.65×(2.4−6700/T)
上記式(2)で、Tは鋼スラブの加熱温度(℃)であり、[%Nb]は成分元素Nbの含有量(質量%)であり、[%C]は成分元素Cの含有量(質量%)であり、[%N]は成分元素Nの含有量(質量%)である。
式(3):1500≦(AT+273)×logt<5000
上記式(3)で、ATは焼鈍温度(℃)であり、tは焼鈍温度での保持時間(秒)である。
[9]前記焼鈍工程後に、めっき処理を施すめっき工程を有する、[7]又は[8]に記載の高強度鋼板の製造方法。
[10][7]〜[9]のいずれか一つに記載の高強度鋼板の製造方法によって製造された高強度鋼板に対して、成形加工及び溶接の少なくとも一方を施す工程を有する高強度部材の製造方法。
Cは、マルテンサイトの強度上昇や、微細析出物による析出強化によりTS≧590MPaを確保する観点から必要である。C含有量が0.06%未満では所定の強度を得ることができなくなる。したがって、C含有量は0.06%以上とする。C含有量は、好ましくは0.07%以上である。一方、C含有量が0.14%を超えると、マルテンサイトの面積率を増加させ、強度が過剰となる。また、炭化物の生成量が多くなるため、再結晶が生じにくくなり、材質均一性が劣化する。したがって、C含有量は0.14%以下とする。C含有量は、好ましくは0.13%以下である。
Siは固溶強化による強化元素である。この効果を得るために、Si含有量を0.1%以上とする。Si含有量は、好ましくは0.2%以上、より好ましくは0.3%以上である。一方、Siはセメンタイトの生成を抑制する効果を持つため、Si含有量が多くなりすぎると、セメンタイトの生成が抑制され、析出しなかったCがNbやTiと炭化物を形成し粗大化し、材質均一性が劣化する。したがって、Si含有量は1.5%以下とする。Si含有量は、好ましくは1.4%以下である。
Mnは、鋼の焼入れ性を向上させ、所定のマルテンサイトの面積率を確保するために含有させる。Mn含有量が1.4%未満では、冷却時にパーライトもしくはベイナイトが生成することで微細析出物量が減少し、強度の確保が困難となる。したがって、Mn含有量は1.4%以上とする。Mn含有量は、好ましくは1.5%以上である。一方、Mnが多くなりすぎると、マルテンサイトの面積率を増加させ、強度が過剰となる。また、MnSを形成することで、Ti量よりもN及びSの合計量が少なくなるため、鋼板長手方向での析出物のばらつきが大きくなり、未再結晶フェライトの面積率のばらつきが大きくなることで、材質均一性が劣化する。したがって、Mn含有量は2.2%以下とする。Mn含有量は、好ましくは2.1%以下である。
Pは、鋼を強化する元素であるが、その含有量が多いと粒界に偏析することで加工性を劣化させる。したがって、自動車に用いるための最低限の加工性を得るために、P含有量は0.05%以下とする。P含有量は、好ましくは0.03%以下、より好ましくは0.01%以下である。なお、P含有量の下限は特に限定されるものではないが、現在、工業的に実施可能な下限は0.003%程度である。
Sは、MnS、TiS、Ti(C、S)等の形成を通じて加工性を劣化させる。また、再結晶を抑制するため材質均一性も劣化する。したがって、S含有量は0.0050%以下とする必要がある。S含有量は、好ましくは0.0020%以下、より好ましくは0.0010%以下、さらに好ましくは0.0005%以下である。なお、S含有量の下限は特に限定されるものではないが、現在、工業的に実施可能な下限は0.0002%程度である。
Alは十分な脱酸を行い、鋼中の粗大介在物を低減するために添加される。その効果が表れるのがAl含有量0.01%以上である。Al含有量は、好ましくは0.02%以上である。一方Al含有量が0.20%超となると、熱間圧延後の巻取り時に生成した炭化物が焼鈍工程で固溶しにくくなり、再結晶を抑制するため、材質均一性が劣化する。したがって、Al含有量は0.20%以下とする。Al含有量は、好ましくは0.17%以下、より好ましくは0.15%以下である。
Nは、鋼中でTiN、(Nb、Ti)(C、N)、AlN等の窒化物、炭窒化物系の粗大介在物を形成する元素であり、N含有量が0.10%超では鋼板長手方向での析出物のばらつきを抑制できず、鋼板長手方向で未再結晶フェライトの面積率のばらつきが大きくなるため、材質均一性が劣化する。したがって、N含有量は0.10%以下とする必要がある。N含有量は、好ましくは0.07%以下、より好ましくは0.05%以下である。なお、N含有量の下限は特に限定されるものではないが、現在、工業的に実施可能な下限は0.0006%程度である。
Nbは、微細析出物の生成を通じて析出強化に寄与する。このような効果を得るためには、Nbを0.015%以上で含有させる必要がある。Nb含有量は、好ましくは0.020%以上、より好ましくは0.025%以上である。一方、Nbを多量に含有させると、鋼板長手方向での未再結晶フェライトの面積率のばらつきが大きくなるため材質均一性を劣化させる。このため、Nb含有量は0.060%以下とする。Nb含有量は、好ましくは0.055%以下、より好ましくは0.050%以下である。
Tiは、微細析出物の生成を通じて析出強化に寄与する。このような効果を得るためには、Tiを0.001%以上で含有させる必要がある。Ti含有量は、好ましくは0.002%以上、より好ましくは0.003%以上である。一方、Tiを多量に含有させると、鋼板長手方向での未再結晶フェライトの面積率のばらつきが大きくなるため材質均一性を劣化させる。このため、Ti含有量は0.030%以下である。Ti含有量は、好ましくは0.020%以下、より好ましくは0.017%以下、さらに好ましくは0.015%以下である。
式(1):[%Ti]−(48/14)[%N]−(48/32)[%S] ≦ 0
上記式(1)で、[%Ti]は成分元素Tiの含有量(質量%)であり、[%N]は成分元素Nの含有量(質量%)であり、[%S]は成分元素Sの含有量(質量%)である。
Cr、Mo、Vは、鋼の焼入れ性の向上効果を得る目的で、含有させることができる。このような効果を得るには、Cr含有量、Mo含有量はいずれも0.01%以上が好ましく、0.02%以上がより好ましい。V含有量は0.001%以上が好ましく、0.002%以上がより好ましい。しかしながら、いずれの元素も多くなりすぎると炭化物を生成し、材質均一性を劣化させる。そのためCr含有量は0.15%以下が好ましく、0.12%以下がより好ましい。Mo含有量は0.10%未満が好ましく、0.08%以下がより好ましい。V含有量は0.065%以下が好ましく、0.05%以下がより好ましい。
Bは、鋼の焼入れ性を向上させる元素であり、B含有により、Mn含有量が少ない場合であっても、所定の面積率のマルテンサイトを生成させる効果が得られる。このようなBの効果を得るには、B含有量を0.0001%以上が好ましい。より好ましくは0.00015%以上である。一方、B含有量が0.002%以上になると、Nと窒化物を形成するため、巻取時のTi量が多くなり、炭化物を形成しやすくなるため材質均一性が劣化する。したがって、B含有量は0.002%未満が好ましい。B含有量は、0.001%未満がより好ましく、0.0008%以下がさらに好ましい。
CuやNiは、自動車の使用環境での耐食性を向上させ、かつ腐食生成物が鋼板表面を被覆して鋼板への水素侵入を抑制する効果がある。自動車に用いるための最低限の加耐食性を得るために、Cu及びNiの含有量は、それぞれ好ましくは0.001%以上であり、より好ましくは0.002%以上である。しかしながら、Cu含有量やNi含有量が多くなりすぎることによる表面欠陥の発生を抑制するために、Cu含有量は0.2%以下が好ましく、0.15%以下がより好ましい。Ni含有量は0.1%以下が好ましく、0.07%以下がより好ましい。
フェライトにはCがほとんど固溶しないため、フェライトから吐き出されるようにCは移動するが、冷却すると吐き出される前に炭化物として生成する。析出物生成サイトとしてフェライトの面積率は重要であり、フェライトの面積率を30%以上とすることで析出物を十分に生成させることができ、マルテンサイトによる組織強化と析出物による析出強化の相乗効果で強度を得ることができる。したがって、フェライトの面積率は30%以上とする。フェライトの面積率は、好ましくは35%以上、より好ましくは40%以上であり、さらに好ましくは50%以上である。フェライトの面積率の上限は特に限定せず、微細析出物による析出強化により強度を確保できれば100%であっても構わない。ただし、フェライト面積率が大きいと、鋼板長手方向での微細析出物量のばらつきが大きくなる傾向があるため、フェライトの面積率は95%以下が好ましく、90%以下がより好ましい。
マルテンサイトの組織全体に対する面積率が70%超となると強度が過剰となる。また、フェライトへの析出物生成量が多くなるため、再結晶が抑制され、鋼板長手方向での未再結晶フェライトの面積率のばらつきが大きくなり、材質均一性が劣化する。したがって、マルテンサイトの組織全体に対する面積率は70%以下とする。マルテンサイトの面積率は、好ましくは65%以下、より好ましくは60%以下である。マルテンサイトの面積率の下限は特に限定せず、微細析出物による析出強化により強度を確保できれば0%であっても構わない。上記に記載の通り、鋼板長手方向における微細析出物量のばらつきを抑制することで未再結晶フェライトの面積率のばらつきを抑制する観点からは、マルテンサイトの面積率は5%以上が好ましく、10%以上がより好ましい。
本発明でいう未再結晶フェライトとは、結晶粒内に亜粒界を有しているフェライト粒のことをいう。亜粒界は、実施例に記載の方法で観察することができる。図1は、実際に、走査電子顕微鏡によって観察した本発明の鋼板の板厚断面図を示している。図1は、未再結晶フェライトが存在している箇所の一例を破線で囲っており、当該再結晶フェライトは、結晶粒内に亜粒界を有している。
未再結晶フェライトの面積率は強度に直接寄与するため、鋼板長手方向における微細析出物量のばらつきを抑制することで未再結晶フェライトの面積率のばらつきを抑制することができ、優れた材質均一性を得ることができる。その効果を得るために、鋼板長手方向における未再結晶フェライトの面積率の最大値と最小値の差は5%以下とする。当該差は、好ましくは4%以下、より好ましくは3%以下である。当該差の下限は特に限定されず、0%であってもよい。本発明でいう「鋼板長手方向における未再結晶フェライトの面積率の最大値と最小値の差が5%以下」は、鋼板長手方向(圧延方向)の全長にわたって、鋼板(コイル)単位での未再結晶フェライトの面積率の最大値と最小値の差が5%以下であることを意味する。当該差は、実施例に記載の方法で測定できる。
熱間圧延工程とは、上記成分組成を有する鋼スラブを、下記式(2)を満たす加熱温度T(℃)で1.0時間以上加熱した後、2℃/秒以上の平均冷却速度で当該加熱温度から圧延開始温度まで冷却し、次いで仕上圧延終了温度:850℃以上で仕上げ圧延し、次いで当該仕上圧延終了温度から650℃以下まで10℃/秒以上の平均冷却速度で冷却した後に650℃以下で巻き取る工程である。
式(2):0.80×(2.4−6700/T)≦log{[%Nb]×([%C]+12/14[%N])}≦0.65×(2.4−6700/T)
上記式(2)で、Tは鋼スラブの加熱温度(℃)であり、[%Nb]は成分元素Nbの含有量(質量%)であり、[%C]は成分元素Cの含有量(質量%)であり、[%N]は成分元素Nの含有量(質量%)である。
式(2A):0.79×(2.4−6700/T)≦Log{[%Nb]×([%C]+12/14[%N])}≦0.67×(2.4−6700/T)
式(2B):0.78×(2.4−6700/T)≦Log{[%Nb]×([%C]+12/14[%N])}≦0.70×(2.4−6700/T)
均熱時間は1.0時間以上とする。1.0時間未満では十分にNbおよびTi系炭窒化物が固溶しきれないため、スラブ加熱時にNb系の炭窒化物が過剰に残存する。そのため、巻取時にTi量がN量とS量の合計に比べて多くなり、材質均一性が劣化する。したがって、均熱時間は1.0時間以上であり、好ましくは1.5時間以上である。均熱時間の上限は特に限定しないが、通常3時間以下である。なお、鋳造後の鋼スラブを上記加熱温度まで加熱する際の速度は特に限られないが、5〜15℃/分とすることが好ましい。
スラブ加熱温度から圧延開始温度までの平均冷却速度が2℃/秒未満では、Nb系の炭窒化物が過剰に形成し、巻取時にTi量がN及びSの合計量に比べて多くなるため、材質均一性が劣化する。したがって、スラブ加熱温度から圧延開始温度までの平均冷却速度は2℃/秒以上とする。当該平均冷却速度は、好ましくは2.5℃/秒以上、より好ましくは3℃/秒以上である。材質均一性向上の観点からは当該平均冷却速度の上限は特に規定されないが、冷却設備の省エネルギーの観点からは、1000℃/秒以下とすることが好ましい。
仕上圧延終了温度が850℃未満では、温度の低下までに時間がかかり、NbやTi系の炭窒化物が生成する。そのため、N含有量が少なくなり巻取時に生成するTi系の析出物の生成を抑制できず、鋼板長手方向での未再結晶フェライトの面積率のばらつきが大きくなり、材質均一性を劣化させる。したがって、仕上圧延終了温度は850℃以上とする。仕上圧延終了温度は好ましくは860℃以上である。一方、上限は特に限定しないが、後の巻き取り温度までの冷却が困難になるため、仕上圧延終了温度は950℃以下が好ましく、920℃以下がより好ましい。
巻取温度が650℃超では、巻取時に生成する析出物量が多くなるため、鋼板長手方向での未再結晶フェライトの面積率のばらつきを抑制できず、材質均一性が劣化する。したがって、巻取温度は650℃以下であり、好ましくは640℃以下である。下限は特に限定しないが、析出強化を得るための析出物を得るために、巻取温度は400℃以上が好ましく、420℃以上がより好ましい。
仕上圧延終了温度から巻取温度までの平均冷却速度が遅くなると、巻取までにNbやTi系の炭窒化物が生成するため、N量が多くなり巻取時に生成するTi系の析出物の生成を抑制できず、鋼板長手方向での未再結晶フェライトの面積率のばらつきが大きくなり、材質均一性を劣化させる。したがって、仕上圧延終了温度から巻取温度までの平均冷却速度は10℃/秒以上とする。当該平均冷却速度は、好ましくは20℃/秒以上、より好ましくは30℃/秒以上である。材質均一性向上の観点からは当該平均冷却速度の上限は特に規定されないが、冷却設備の省エネルギーの観点からは、1000℃/秒以下とすることが好ましい。
冷間圧延工程とは、熱間圧延工程で得られた熱延鋼板を冷間圧延する工程である。冷間圧延の圧下率は特に限定されないが、表面の平坦度を向上させ、組織をより均一化する観点から、圧下率は20%以上とすることが好ましい。圧下率の上限は設けないが、冷間圧延負荷の都合上、95%以下であることが好ましい。なお、冷間圧延工程は必須の工程ではなく、鋼組織や機械的特性が本発明を満たせば、冷間圧延工程は省略しても構わない。
焼鈍工程とは、冷延鋼板又は熱延鋼板を、600℃から700℃までを8℃/秒以下の平均昇温速度でAC1点以上(AC3点+20℃)以下の焼鈍温度まで加熱し、当該焼鈍温度で下記式(3)を満たす保持時間t(秒)で保持した後に冷却する工程である。
式(3):1500≦(AT+273)×logt<5000
上記式(3)で、ATは焼鈍温度(℃)であり、tは焼鈍温度での保持時間(秒)である。
再結晶温度は600℃から700℃までの温度範囲の中にあり、この温度範囲での平均昇温速度を遅くすることが再結晶を促進するためには必要である。600℃から700℃までの平均昇温速度が8℃/秒超となると、未再結晶フェライト量が増加し、鋼板長手方向で再結晶率にばらつきが生じ、材質均一性が劣化する。したがって、600℃から700℃までの平均昇温速度は8℃/秒以下とする。平均昇温速度は好ましくは7℃/秒以下、より好ましくは6℃/秒以下である。平均昇温速度の下限は特に限定しないが、通常0.5℃/秒以上である。
焼鈍温度がAC1点未満では、セメンタイトの生成により焼鈍時に生成する微細析出物が生成しにくくなり、強度確保のために必要な微細析出物量を得ることが困難となる。また、再結晶が抑制されるため、鋼板長手方向での未再結晶フェライトの面積率のばらつきを制御できなくなり材質均一性が劣化する。したがって、焼鈍温度はAC1点以上とする。焼鈍温度は、好ましくは(AC1点+10℃)以上、より好ましくは(AC1点+20℃)以上である。一方、焼鈍温度が(AC3点+20℃)超では、マルテンサイトの面積率が70%超となり、強度が過剰となる。また、フェライトへの析出物生成量が多くなるため、再結晶が抑制され、鋼板長手方向での未再結晶フェライトの面積率のばらつきが大きくなり、材質均一性が劣化する。したがって、焼鈍温度は(AC3点+20℃)以下とする。焼鈍温度は好ましくは(AC3点+10℃)以下、より好ましくはAC3点以下である。
AC1(℃)=723+22[%Si]−18[%Mn]+17[%Cr]+4.5[%Mo]+16[%V]
AC3(℃)=910−203√[%C]+45[%Si]−30[%Mn]−20[%Cu]−15[%Ni]+11[%Cr]+32[%Mo]+104[%V]+400[%Ti]+460[%Al]
焼鈍温度AT(℃)での保持時間t(秒)は、上記式(3)を満たす。
式(3A):1600≦(AT+273)×logt<4900
式(3B):1700≦(AT+273)×logt<4800
焼鈍温度での保持後、冷却する際の冷却速度は特に限定されない。
本発明を、実施例を参照しながら具体的に説明する。ただし、発明の範囲は実施例に限定されない。
表1に示す成分組成を有し、残部がFeおよび不可避的不純物からなる鋼を真空溶解炉にて溶製後、分塊圧延し27mm厚の分塊圧延材を得た。得られた分塊圧延材を板厚4.0mm厚まで熱間圧延した。熱間圧延工程の各条件は表2のとおりである。次いで、冷間圧延するサンプルは、熱延鋼板を研削加工し、板厚3.2mmにした後、表2に示す圧下率で冷間圧延し、冷延鋼板を製造した。次いで、上記により得られた熱延鋼板および冷延鋼板に、表2に示す条件で焼鈍を行い、鋼板を製造した。また、表2のNo.55は、焼鈍後に、鋼板表面に溶融亜鉛めっきを施した。また、表2のNo.56は、焼鈍後に、鋼板表面に合金化溶融亜鉛めっきを施した。表2のNo.57は、焼鈍後に室温まで冷却した後、鋼板表面に電気亜鉛めっきを施した。
式(2):0.80×(2.4−6700/T)≦log{[%Nb]×([%C]+12/14[%N])}≦0.65×(2.4−6700/T)
式(2−1):log{[%Nb]×([%C]+12/14[%N])}≦0.65×(2.4−6700/T)
式(2−2):0.80×(2.4−6700/T)≦log{[%Nb]×([%C]+12/14[%N])}
上記式(2)、式(2−1)、式(2−2)で、Tは鋼スラブの加熱温度(℃)であり、[%Nb]は成分元素Nbの含有量(質量%)であり、[%C]は成分元素Cの含有量(質量%)であり、[%N]は成分元素Nの含有量(質量%)である。
鋼板長手方向(圧延方向)の先端部、中央部、後端部のそれぞれにおいて、各鋼板の圧延方向および圧延方向に対して垂直方向から試験片を採取し、圧延方向に平行な板厚L断面を鏡面研磨した。なお、鋼板の鋼板長手方向(圧延方向)の先端部、中央部、及び後端部は、それぞれ幅方向中央部で試験片を採取した。板厚断面をナイタール液で組織現出した後、走査電子顕微鏡を用いて観察した。倍率1500倍のSEM像上の、実長さ82μm×57μmの領域上に4.8μm間隔の16×15の格子をおき、各相上にある点数を数えるポイントカウンティング法により、フェライト、マルテンサイトおよび未再結晶フェライトの面積率を調査した。面積率は、倍率1500倍の別々のSEM像から求めた3つの面積率の平均値とした。本発明のフェライトおよびマルテンサイトの面積率は鋼板長手方向における中央部で求めた値である。また、未再結晶フェライトの面積率は上記先端部、中央部、後端部のそれぞれで求め、3箇所での測定値のうちの最大値と最小値の差を算出した。フェライトおよび未再結晶フェライトは黒色、マルテンサイトは白色の組織を呈している。未再結晶フェライトは結晶粒内に亜粒界を有しており、亜粒界は白色を呈している。
各鋼板の圧延方向に対して垂直方向から、標点間距離50mm、標点間幅25mmのJIS5号試験片を採取し、JIS Z 2241(2011)の規定に準拠して、引張速度が10mm/分で引張試験を行った。引張試験により、引張強度(表3でTSと表記)および降伏強度(表3でYSと表記)を測定した。なお、表3に記載した引張強度(TS)および降伏強度(YS)は、鋼板長手方向(圧延方向)の中央部かつ幅方向中央部で試験片を採取して測定した値である。
上記引張試験を鋼板長手方向における先端部、中央部、後端部それぞれについておこない、これら3箇所での降伏比(YR)の測定値のうちの最大値と最小値の差(表3でΔYRと表記)によって、材質均一性を評価した。なお、降伏比(YR)はYSをTSで除することにより算出した。なお、鋼板長手方向の先端部、中央部、及び後端部は、それぞれ幅方向中央部で測定した。また、本発明での鋼板長手方向の先端部での測定は、先端から中央部側に1mの位置で行った。また、本発明での鋼板長手方向の後端部での測定は、後端から中央部側に1mの位置で行った。
上記評価結果を表3に示す。
実施例1の表3のNo.1の鋼板を、プレス加工により成形加工して、本発明例の部材を製造した。さらに、実施例1の表3のNo.1の鋼板と、実施例1の表3のNo.2の鋼板とをスポット溶接により接合し、本発明例の部材を製造した。本発明例の鋼板は高強度化と材質均一性とを両立しているので、本発明例の鋼板を用いて得た高強度部材は、良好な部品形状の維持が可能であり、自動車用構造部材に好適に用いることができることを確認できた。
Claims (10)
- 質量%で、
C:0.06%以上0.14%以下、
Si:0.1%以上1.5%以下、
Mn:1.4%以上2.2%以下、
P:0.05%以下、
S:0.0050%以下、
Al:0.01%以上0.20%以下、
N:0.10%以下、
Nb:0.015%以上0.060%以下、及び
Ti:0.001%以上0.030%以下を含有し、
S、N及びTiの含有量が下記式(1)を満たし、
残部はFeおよび不可避的不純物からなる成分組成を有し、
鋼組織全体に対する面積率で、フェライトが30%以上100%以下、マルテンサイトが0%以上70%以下、パーライト、ベイナイトおよび残留オーステナイトの合計が20%未満であり、前記フェライトのうち未再結晶フェライトが全組織に対する面積率で0%以上10%以下であり、鋼板長手方向における未再結晶フェライトの面積率の最大値と最小値の差が5%以下である高強度鋼板。
式(1):[%Ti]−(48/14)[%N]−(48/32)[%S] ≦ 0
上記式(1)で、[%Ti]は成分元素Tiの含有量(質量%)であり、[%N]は成分元素Nの含有量(質量%)であり、[%S]は成分元素Sの含有量(質量%)である。 - 前記成分組成が、さらに、質量%で、
Cr:0.01%以上0.15%以下、
Mo:0.01%以上0.10%未満、及び
V:0.001%以上0.065%以下のうち1種又は2種以上を含有する請求項1に記載の高強度鋼板。 - 前記成分組成が、さらに、質量%で、
B:0.0001%以上0.002%未満を含有する請求項1又は2に記載の高強度鋼板。 - 前記成分組成が、さらに、質量%で、
Cu:0.001%以上0.2%以下、及び
Ni:0.001%以上0.1%以下のうち1種又は2種を含有する請求項1〜3のいずれか一項に記載の高強度鋼板。 - 鋼板の表面にめっき層を有する請求項1〜4のいずれか一項に記載の高強度鋼板。
- 請求項1〜5のいずれか一項に記載の高強度鋼板に対して、成形加工及び溶接の少なくとも一方を施してなる高強度部材。
- 請求項1〜4のいずれか一項に記載の成分組成を有する鋼スラブを、下記式(2)を満たす加熱温度T(℃)で1.0時間以上加熱した後、2℃/秒以上の平均冷却速度で当該加熱温度から圧延開始温度まで冷却し、次いで仕上圧延終了温度:850℃以上で仕上げ圧延し、次いで当該仕上圧延終了温度から650℃以下まで10℃/秒以上の平均冷却速度で冷却した後に650℃以下で巻き取る、熱間圧延工程と、
前記熱間圧延工程で得られた熱延鋼板を、600℃から700℃までを8℃/秒以下の平均昇温速度でAC1点以上(AC3点+20℃)以下の焼鈍温度まで加熱し、当該焼鈍温度で下記式(3)を満たす保持時間t(秒)で保持した後に冷却する、焼鈍工程と、を有する、鋼組織全体に対する面積率で、フェライトが30%以上100%以下、マルテンサイトが0%以上70%以下、パーライト、ベイナイトおよび残留オーステナイトの合計が20%未満であり、前記フェライトのうち未再結晶フェライトが全組織に対する面積率で0%以上10%以下であり、鋼板長手方向における未再結晶フェライトの面積率の最大値と最小値の差が5%以下である高強度鋼板の製造方法。
式(2):0.80×(2.4−6700/T)≦log{[%Nb]×([%C]+12/14[%N])}≦0.65×(2.4−6700/T)
上記式(2)で、Tは鋼スラブの加熱温度(℃)であり、[%Nb]は成分元素Nbの含有量(質量%)であり、[%C]は成分元素Cの含有量(質量%)であり、[%N]は成分元素Nの含有量(質量%)である。
式(3):1500≦(AT+273)×logt<5000
上記式(3)で、ATは焼鈍温度(℃)であり、tは焼鈍温度での保持時間(秒)である。 - 請求項1〜4のいずれか一項に記載の成分組成を有する鋼スラブを、下記式(2)を満たす加熱温度T(℃)で1.0時間以上加熱した後、2℃/秒以上の平均冷却速度で当該加熱温度から圧延開始温度まで冷却し、次いで仕上圧延終了温度:850℃以上で仕上げ圧延し、次いで当該仕上圧延終了温度から650℃以下まで10℃/秒以上の平均冷却速度で冷却した後に650℃以下で巻き取る、熱間圧延工程と、
前記熱間圧延工程で得られた熱延鋼板に冷間圧延する冷間圧延工程と、
前記冷間圧延工程で得られた冷延鋼板を、600℃から700℃までを8℃/秒以下の平均昇温速度でAC1点以上(AC3点+20℃)以下の焼鈍温度まで加熱し、当該焼鈍温度で下記式(3)を満たす保持時間t(秒)で保持した後に冷却する、焼鈍工程と、を有する、鋼組織全体に対する面積率で、フェライトが30%以上100%以下、マルテンサイトが0%以上70%以下、パーライト、ベイナイトおよび残留オーステナイトの合計が20%未満であり、前記フェライトのうち未再結晶フェライトが全組織に対する面積率で0%以上10%以下であり、鋼板長手方向における未再結晶フェライトの面積率の最大値と最小値の差が5%以下である高強度鋼板の製造方法。
式(2):0.80×(2.4−6700/T)≦log{[%Nb]×([%C]+12/14[%N])}≦0.65×(2.4−6700/T)
上記式(2)で、Tは鋼スラブの加熱温度(℃)であり、[%Nb]は成分元素Nbの含有量(質量%)であり、[%C]は成分元素Cの含有量(質量%)であり、[%N]は成分元素Nの含有量(質量%)である。
式(3):1500≦(AT+273)×logt<5000
上記式(3)で、ATは焼鈍温度(℃)であり、tは焼鈍温度での保持時間(秒)である。 - 前記焼鈍工程後に、めっき処理を施すめっき工程を有する、請求項7又は8に記載の高強度鋼板の製造方法。
- 請求項7〜9のいずれか一項に記載の高強度鋼板の製造方法によって製造された高強度鋼板に対して、成形加工及び溶接の少なくとも一方を施す工程を有する高強度部材の製造方法。
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