KR101570590B1

KR101570590B1 - 열연 강판 및 그 제조 방법

Info

Publication number: KR101570590B1
Application number: KR1020137023879A
Authority: KR
Inventors: 유우조 다카하시; 준지 하지; 오사무 가와노
Original assignee: 신닛테츠스미킨 카부시키카이샤
Priority date: 2011-03-18
Filing date: 2012-03-16
Publication date: 2015-11-19
Also published as: CN103429779B; WO2012128228A1; CN103429779A; US20140000769A1; BR112013023571B1; JPWO2012128228A1; US9732405B2; TWI460290B; TW201243063A; JP5440738B2; BR112013023571A2; MX354006B; KR20130123438A; MX2013010664A

Abstract

열연 강판이며, 화학 성분이, Ti, REM, Ca로부터 선택된 적어도 하나를 함유하고, 금속 조직이, 주상으로서 페라이트와, 제2상으로서 마르텐사이트 및 잔류 오스테나이트 중 적어도 하나와, 복수의 개재물을 포함하고, 압연 방향의 길이가 30㎛ 이상인 개재물군과, 압연 방향의 길이가 30㎛ 이상인 독립 개재물의, 압연 방향의 길이의 총합이, 1㎟당, 0㎜ 이상 0.25㎜ 이하이다.

Description

열연 강판 및 그 제조 방법{HOT-ROLLED STEEL SHEET AND PROCESS FOR PRODUCING SAME}

본 발명은, 성형성 및 파괴 특성이 우수한 고강도 복합 조직 열연 강판 및 그 제조 방법에 관한 것이다.

본원은, 2011년 3월 18일에 일본에 출원된 일본 특허 출원 제2011-060909호와, 2011년 3월 23일에 일본에 출원된 일본 특허 출원 제2011-064633호에 기초하여우선권을 주장하고, 이들의 내용을 여기에 원용한다.

최근, 자동차의 경량화를 목적으로 하여 강판을 고강도화하는 시도가 진행되고 있다. 일반적으로, 강판의 고강도화는 구멍 확장성 등의 성형성의 열화를 초래하고, 그리고, 경량화를 목적으로 하여 판 두께를 얇게 하였을 때에는 피로 수명의 저하를 초래한다. 따라서, 자동차의 경량화를 가능하게 하는 고강도 강판을 개발하기 위해서는, 강판의 고강도화와 함께, 구멍 확장성 등의 성형성과 피로 특성의 개선을 도모하는 것이 중요해진다.

종래부터, 페라이트 및 마르텐사이트로 이루어지는 복합 조직강으로 함으로써 우수한 피로 수명을 얻을 수 있는 것이 알려져 있다. 이와 같은 복합 조직강을 기초로 구멍 확장성의 개선을 도모한 고강도 강판으로서, 특허문헌 1에 있어서는, 페라이트, 마르텐사이트 및 잔류 오스테나이트의 혼합 조직으로 이루어지는 강의 마이크로 조직의 분율을 적정하게 제어한 고강도 열연 강판이 개시되어 있다. 이 기술에 의해 얻어지는 강판의 특성값은, 인장 강도로 590㎫ 이상, 구멍 확장률로 50％ 정도로 되어 있다.

특허문헌 2에 있어서는, Ti 또는 Nb의 탄화물에 의해 석출 강화된 페라이트와 마르텐사이트의 혼합 조직으로 이루어지는 고강도 열연 강판이 개시되어 있다. 이 개시 기술에 의해 얻어지는 강판의 특성값은, 인장 강도로 780㎫ 이상, 구멍 확장률로 50％ 정도로 되어 있다.

그러나, 예를 들어 자동차의 하체 부재 등으로서 사용되는 강판에서는, 그 특성값에 대해서 인장 강도로 590㎫ 이상, 구멍 확장률로 60％ 이상과, 또한 인장 강도와 구멍 확장성의 밸런스가 우수한 강판의 제안이 요망되고 있었다. 특히, 인장 강도가 590㎫ 이상 780㎫ 미만인 경우, 구멍 확장률이 90％ 이상이고, 또한, 인장 강도가 780㎫ 이상 980㎫ 이하인 경우, 구멍 확장률이 60％ 이상인 강판이 요망되고 있었다.

또한, 이 구멍 확장률은 측정마다의 편차가 비교적 크므로, 구멍 확장성을 개선하는 면에서, 그 구멍 확장률의 평균값 λave뿐만 아니라, 편차를 나타내는 지표가 되는 구멍 확장률의 표준 편차 σ를 저감시키는 것이 필요해진다. 상술한 바와 같은, 자동차의 하체 부재 등으로서 사용되는 강판에서는, 구멍 확장률의 표준 편차 σ가 15％ 이하, 더욱 바람직하게는, 구멍 확장률의 표준 편차 σ가 10％ 이하의 강판의 제안이 요망되고 있었다.

또한, 자동차가 연석에 올라타거나 하여 강한 충격 하중이 하체 부품에 부하된 경우에, 그 하체 부품의 펀칭면을 기점으로 하여 파괴가 발생될 우려가 있다. 특히 고강도의 강판일수록 절결 감수성이 높기 때문에, 그 펀칭 단부면으로부터의 파괴가 보다 강하게 염려된다. 이로 인해, 이와 같은 하체 부품 등의 구조용 부재로서 사용되는 강판에 대해서는, 그 파괴 특성을 향상시킬 필요가 있다. 이 파괴 특성을 나타내는 지표로서는, 노치가 있는 3점 굽힘 시험에 의해 얻어지는 특성값인 균열 발생 저항값 Jc(단위:J/㎡) 및 균열 전반 저항값 T.M.(Tearing Modulus)(단위:J/㎥)이나, 샤르피 충격 시험에 의해 얻어지는 파면 천이 온도 vTrs(단위:℃) 및 샤르피 흡수 에너지 E(단위:J)를 들 수 있다. 이 균열 발생 저항값 Jc는, 충격 하중이 가해졌을 때의 구조용 부재를 구성하는 강판으로부터의 균열의 발생(파괴의 개시)에 대한 저항을 나타낸다. 한편, 상기 균열 전반 저항값 T.M.은, 구조용 부재를 구성하는 강판의 대규모의 파괴(파괴의 진전)에 대한 저항을 나타낸다. 충격 하중이 가해졌을 때에 구조용 부재의 안전성을 손상시키지 않기 위해서는, 이들 양쪽의 특성을 개선하는 것이 중요하다.

종래에 있어서는, 이들과 같은 특성값, 특히 노치가 있는 3점 굽힘 시험에 의해 얻어지는 특성값인 균열 발생 저항값 Jc 및 균열 전반 저항값 T.M.에 착안하여, 이들 특성값의 개선을 도모하였다고 하는 취지의 기술이 개시되어 있지 않다.

또한, 자동차용 하체 부품에는 반복 응력이 가해진다. 그로 인해, 피로 파괴가 일어나는 것이 우려되어, 하체 부품 등의 구조용 부재로서 사용되는 강판에 대해서는 피로 특성이 우수한 것이 아울러 요구된다.

일본 특허 출원 공개 평6-145792호 공보 일본 특허 출원 공개 평9-125194호 공보

본 발명은, 상술한 문제점을 감안하여 안출되었다. 본 발명은, 인장 특성과 성형성의 밸런스가 우수하고, 또한, 파괴 특성과 피로 특성에도 우수한 열연 강판 및 그 제조 방법을 제공하는 것을 목적으로 한다.

구체적으로는, 인장 특성으로서, 인장 강도 TS가 590㎫ 이상, n값(가공 경화 지수)이 0.13 이상이고, 성형성으로서, 구멍 확장률의 평균값 λave가 60％ 이상, 구멍 확장률의 표준 편차 σ가 15％ 이하이고, 파괴 특성으로서, 균열 발생 저항값 Jc가 0.5MJ/㎡ 이상, 균열 전반 저항값 T.M.이 600MJ/㎥ 이상, 파면 천이 온도 vTrs가 -13℃ 이하, 샤르피 흡수 에너지 E가 16J 이상이고, 피로 특성으로서, 평면 굽힘 피로 수명이 40만회 이상인 특성을 갖는 고강도 복합 조직 열연 강판을 제공하는 것을 목적으로 한다.

특히, 인장 강도 TS가 590㎫ 이상 780㎫ 미만인 경우, 상기 특성 중, 구멍 확장률의 평균값 λave가 90％ 이상, 균열 발생 저항값 Jc가 0.9MJ/㎡ 이상, 샤르피 흡수 에너지 E가 35J 이상이 되는 열연 강판을 제공하는 것을 목적으로 한다.

본 발명의 요지는, 이하와 같다.

(1) 본 발명의 일 실시 형태에 관한 열연 강판은, 화학 성분이, 질량％로, C : 0.03％ 내지 0.1％, Mn : 0.5％ 내지 3.0％를 함유하고, Si 및 Al 중 적어도 하나가, 0.5％≤Si+Al≤4.0％의 조건을 만족하도록 함유하고, P : 0.1％ 이하, S : 0.01％ 이하, N : 0.02％ 이하로 제한하고, Ti : 0.001％ 내지 0.3％, Rare Earth Metal : 0.0001％ 내지 0.02％, Ca : 0.0001％ 내지 0.01％로부터 선택된 적어도 하나를 함유하고, 잔량부가 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지고, 상기 화학 성분 중의 각 원소의 질량％로 나타낸 함유량이, 하기의 식 1을 만족하고, 금속 조직이, 주상으로서 페라이트와, 제2상으로서 마르텐사이트 및 잔류 오스테나이트 중 적어도 하나와, 복수의 개재물을 포함하고, 상기 페라이트의 평균 결정립경이 2㎛ 이상 10㎛ 이하이고, 상기 주상의 면적 분율이, 90％ 이상 99％ 이하이고, 상기 제2상인 상기 마르텐사이트와 상기 잔류 오스테나이트의 면적 분율이, 합계로, 1％ 이상 10％ 이하이고, 강판의 판 폭 방향이 법선이 되는 단면을 0.0025㎟의 시야에서 30회 관찰하였을 때, 상기 각 시야에서의 상기 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값을 평균한 값이, 1.0 이상 8.0 이하이고, 상기 개재물간의 압연 방향의 간격이 50㎛ 이하이고 각각의 긴 직경이 3㎛ 이상인 상기 개재물의 집합체를 개재물군으로 하고, 상기 간격이 50㎛ 초과인 상기 개재물을 독립 개재물로 하였을 때, 압연 방향의 길이가 30㎛ 이상인 상기 개재물군과, 압연 방향의 길이가 30㎛ 이상인 상기 독립 개재물의, 압연 방향의 길이의 총합이, 상기 단면의 1㎟당, 0㎜ 이상 0.25㎜ 이하이고, 집합 조직이, 압연면과 평행한 {211}면의 X선 랜덤 강도비로 1.0 이상 2.4 이하이고, 인장 강도가 590㎫ 이상 980㎫ 이하이다.

[식 1]

(2) 상기 (1)에 기재된 열연 강판에서는, 상기 화학 성분이, 질량％로, Nb : 0.001％ 내지 0.1％, B : 0.0001％ 내지 0.0040％, Cu:0.001％ 내지 1.0％, Cr : 0.001％ 내지 1.0％, Mo : 0.001％ 내지 1.0％, Ni : 0.001％ 내지 1.0％, V : 0.001％ 내지 0.2％ 중 적어도 하나를 더 함유해도 좋다.

(3) 상기 (1) 또는 (2)에 기재된 열연 강판에서는, 상기 화학 성분이, 질량％로, Rare Earth Metal : 0.0001％ 내지 0.02％, Ca : 0.0001％ 내지 0.01％ 중 적어도 하나를 함유할 때, 상기 Ti의 함유량을, Ti : 0.001％ 이상 0.08％ 미만으로 해도 좋다.

(4) 상기 (1) 내지 (3) 중 어느 한 항에 기재된 열연 강판에서는, 상기 화학 성분 중의 각 원소의 질량％로 나타낸 함유량이, 하기의 식 2를 만족하고, 상기 각 시야에서의 상기 개재물의 상기 긴 직경/짧은 직경비의 상기 최대값을 평균한 상기 값이, 1.0 이상 3.0 이하이어도 좋다.

[식 2]

(5) 상기 (1) 내지 (4) 중 어느 한 항에 기재된 열연 강판에서는, 상기 금속 조직에서, 베이나이트 및 펄라이트의 면적 분율이, 합계로, 0％ 이상 5.0％ 미만이어도 좋다.

(6) 상기 (1) 내지 (5) 중 어느 한 항에 기재된 열연 강판에서는, 긴 직경이 3㎛ 이상인 상기 개재물의 합계 개수에 대하여, 긴 직경이 3㎛ 이상인 MnS 석출물 및 CaS 석출물의 개수가, 합계로, 0％ 이상 70％ 미만이어도 좋다.

(7) 상기 (1) 내지 (6) 중 어느 한 항에 기재된 열연 강판에서는, 상기 제2상의 평균 결정립경이 0.5㎛ 이상 8.0㎛ 이하이어도 좋다.

(8) 상기 (1) 내지 (7) 중 어느 한 항에 기재된 열연 강판의 제조 방법은, 상기 (1) 내지 (4)에 기재된 상기 화학 성분으로 이루어지는 강편을 1200℃ 이상 1400℃ 이하로 가열하는 가열 공정과, 상기 가열 공정 후에 상기 강편에 대하여, 1150℃ 초과 1400℃ 이하의 온도 영역에서, 누적 압하율이 10％ 이상 70％ 이하가 되는 조압연을 행하는 1차 조압연 공정과, 상기 1차 조압연 공정 후에, 1070℃ 초과 1150℃ 이하의 온도 영역에서, 누적 압하율이 10％ 이상 25％ 이하가 되는 조압연을 행하는 2차 조압연 공정과, 상기 2차 조압연 공정 후에, 개시 온도가 1000℃ 이상 1070℃ 이하, 종료 온도가 Ar3+60℃ 이상 Ar3+200℃ 이하가 되는 마무리 압연을 행하여 열연 강판을 얻는 마무리 압연 공정과, 상기 마무리 압연 공정 후에 상기 열연 강판에 대하여, 상기 종료 온도로부터, 냉각 속도가 20℃/초 이상 150℃/초 이하인 냉각을 행하는 1차 냉각 공정과, 상기 1차 냉각 공정 후에, 650℃ 이상 750℃ 이하의 온도 영역에서, 냉각 속도가 1℃/초 이상 15℃/초 이하 및 냉각 시간이 1초 이상 10초 이하인 냉각을 행하는 2차 냉각 공정과, 상기 2차 냉각 공정 후에, 0℃ 이상 200℃ 이하의 온도 영역까지, 냉각 속도가 20℃/초 이상 150℃/초 이하인 냉각을 행하는 3차 냉각 공정과, 상기 3차 냉각 공정 후에, 상기 열연 강판을 권취하는 권취 공정을 구비한다.

(9) 상기 (8)에 기재된 열연 강판의 제조 방법에서는, 상기 1차 조압연 공정에서, 상기 누적 압하율이 10％ 이상 65％ 이하가 되는 상기 조압연을 행해도 좋다.

본 발명의 상기 형태에 따르면, 인장 특성과 성형성의 밸런스가 우수하고, 또한, 파괴 특성과 피로 특성에도 우수한 강판을 얻는 것이 가능해진다.

도 1은 피로 특성 평가를 위한 시험편 치수를 나타내는 평면도이다.
도 2a는 노치가 있는 3점 굽힘 시험에 대한 설명도이다.
도 2b는 노치가 있는 3점 굽힘 시험 전의 노치가 있는 시험편이며, 강판의 판 폭 방향이 법선이 되는 노치를 포함하는 단면도이다.
도 2c는 노치가 있는 3점 굽힘 시험 후에 강제 파괴를 한 노치가 있는 시험편이며, 노치를 포함하는 파면이다.
도 3a는 노치가 있는 3점 굽힘 시험에 의해 얻어지는 하중 변위 곡선이다.
도 3b는 균열 전반량 Δa와 1㎡당의 가공 에너지 J의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 4a는 개재물의 집합체인 개재물군의 모식도이다.
도 4b는 단독으로 존재하는 독립 개재물의 모식도이다.
도 4c는 압연 방향 길이가 30㎛ 이상인 개재물이 포함되는 개재물군의 모식도이다.
도 5는 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M과 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값과 구멍 확장률의 평균값 λave의 관계를 나타내는 도면이다.
도 6은 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M과 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값과 구멍 확장률의 표준 편차 σ의 관계를 나타내는 도면이다.
도 7은 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M과 균열 전반 저항값 T.M.의 관계를 나타내는 도면이다.
도 8은 S 함유량, Ti 함유량, REM 함유량 및 Ca 함유량과, 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M의 관계를 나타내는 도면이다.
도 9a는 1차 조압연 공정에서의 누적 압하율과 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M의 관계를 나타내는 도면이다.
도 9b는 1차 조압연 공정에서의 누적 압하율과 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값의 관계를 나타내는 도면이다.
도 9c는 2차 조압연 공정에서의 누적 압하율과 {211}면의 X선 랜덤 강도비의 관계를 나타내는 도면이다.
도 9d는 2차 조압연 공정에서의 누적 압하율과 페라이트의 평균 결정립경의 관계를 나타내는 도면이다.

이하, 본 발명의 적합한 실시 형태에 대해서 설명한다. 단, 본 발명은 본 실시 형태에 개시된 구성에만 한정되는 일 없이, 본 발명의 취지를 일탈하지 않는 범위에서 다양한 변경이 가능하다.

우선, 본 발명을 완성하는 데 이르는 기초적 연구 결과에 대해서 설명한다. 처음에, 본 실시 형태에 관한 열연 강판에 요구되는 특성값의 측정 방법에 대해서 설명한다.

인장 특성은, 이하의 조건의 인장 시험으로부터 구하였다. 시험 제공 강판의 판 폭이 1/2의 부분으로부터, 인장 방향이 시험 제공 강판의 판 폭 방향과 평행해지도록 시험편을 제작하였다. 이 시험편을 사용하여, 인장 시험을 행하였다. 그리고, 인장 강도(TS : Tensile Strength)와 항복점(YP : Yield Point)을 구하였다. 또한, 명확한 항복점이 관찰되지 않는 경우는, 0.2％ 내력을 항복점으로 하였다. 또한, n값(가공 경화 지수)은, 이 인장 시험으로부터 산출한 진응력 및 진변형에 기초하여 n승 경화측 근사값으로서 구하였다. 여기서 n값을 구할 때의 변형 범위는, 공칭 변형으로, 3％ 내지 12％의 범위로 하였다.

구멍 확장성은, 이하의 조건의 구멍 확장 시험으로부터 평가하였다. 시험 제공 강판의 판 폭이 1/2의 부분으로부터, 압연 방향 길이가 150㎜, 판 폭 방향 길이가 150㎜인 시험편을, 하나의 시험 제공 강판에 대해서 20개 제작하였다. 이들의 시험편을 사용하여, 하기의 조건의 구멍 확장 시험을 행하였다. 구멍 확장성의 평가는, 20회의 시험 결과를 산술 평균하여 구한 구멍 확장률의 평균값 λave(단위:％)와, 하기의 수학식 1로부터 구한 표준 편차 σ(단위:％)로 행하였다. 또한, 하기 수학식 1에 있어서의 λi는, 합계 20회의 시험에서의 i회째의 구멍 확장률을 나타낸다.

상기 구멍 확장 시험의 조건은, 이하와 같다. 시험편에, 직경 10㎜의 블랭킹 펀치를 사용하고, 블랭킹 펀치와 다이 구멍의 간극을 시험편의 판 두께로 나누어서 얻어지는 펀칭 클리어런스를 12.5％로 하여, 초기 구멍 직경 D0이 10㎜가 되는 펀칭 구멍을 형성하였다. 다음에, 이 시험편의 펀칭 구멍에, 정각 60°의 원추 펀치를, 블랭킹 펀치와 동일 방향으로부터 압입하고, 펀칭 단부면에 발생한 균열이 시험편의 판 두께 방향으로 관통한 시점에서의 구멍 내 직경 Df를 측정하였다. 그리고, 구멍 확장률 λi(단위:％)를 하기의 수학식 2로부터 구하였다. 여기서, 균열의 판 두께 관통은 육안으로 행하였다.

피로 특성은, 이하의 조건의 피로 시험으로부터 평가하였다. 열연 상태의 시험 제공 강판으로부터 도 1에 도시하는 치수의 시험편을 제작하였다. 도 1 중, 부호 11은 피로 시험용의 시험편, RD(Rolling Direction)는 압연 방향, TD(Transverse Direction)는 판 폭 방향을 나타낸다. 이 시험편의 중앙의 잘록부에, 평면 굽힘의 반복 응력을 가해, 시험편이 피로 파괴될 때까지의 반복수인 평면 굽힘 피로 수명을 측정하였다. 상기 피로 시험에서 시험편에 가하는 반복 응력의 조건은, 완전 등진동이다. 구체적으로는, 응력 진폭=σ₀으로 한 경우에, 시간에 수반하는 응력 변화가, 최대 응력=σ₀, 최소 응력=-σ₀, 응력의 평균값=0의 정현파가 되는 피로 시험의 조건으로 하였다. 이 응력 진폭 σ₀은, 시험 제공 강판의 인장 강도 TS에 대하여, 45％±10㎫의 범위 내로 하였다. 또한, 피로 시험은 동일한 응력 진폭 σ0의 조건에서, 적어도 3회의 시험을 행하고, 각 시험 결과를 산술 평균하여 평면 굽힘 피로 수명의 평균값을 구하였다. 이 평면 굽힘 피로 수명의 평균값에 의해, 피로 특성을 평가하였다.

파괴 특성은, 후술하는 노치가 있는 3점 굽힘 시험에 의해 얻어지는 균열 발생 저항값 Jc(단위:J/㎡) 및 균열 전반 저항값 T.M.(단위:J/㎥)과, 샤르피 충격 시험에 의해 얻어지는 파면 천이 온도 vTrs(단위:℃) 및 샤르피 흡수 에너지 E(단위:J)에 의해 평가하였다.

상기 노치가 있는 3점 굽힘 시험의 조건은, 이하와 같다. 시험편의 길이 방향이 시험 제공 강판의 판 폭 방향과 평행이 되고, 노치가 있는 3점 굽힘 시험의 변위 방향이 시험 제공 강판의 압연 방향이 되도록, 도 2a 및 도 2b에 도시하는 노치가 있는 시험편을, 하나의 시험 제공 강판으로부터 5개 이상 제작하였다. 도 2a는, 노치가 있는 3점 굽힘 시험에 대한 설명도이다. 도 2a 중, 부호 21은 노치가 있는 3점 굽힘 시험용의 시험편, 부호 21a는 노치, 부호 22는 하중점, 부호 23은 지지점, 부호 24는 변위 방향을 나타낸다. 도 2b는, 노치가 있는 3점 굽힘 시험 전의 노치가 있는 시험편(21)이며, 시험 제공 강판의 판 폭 방향 TD가 법선이 되는 노치(21a)를 포함하는 단면도이다. 도 2b 중, ND(Normal Direction)는 판 두께 방향을 나타낸다. 이들의 도면에 도시한 바와 같이, 시험편(21)의 길이 방향이 20.8㎜, 시험편(21)의 변위 방향(24)의 두께가 5.2㎜, 노치(21a)의 변위 방향(24)의 깊이가 2.6㎜, 리가먼트의 변위 방향(24)의 두께 C[시험편(21)의 변위 방향(24)의 두께로부터 노치(21a)의 변위 방향(24)의 깊이를 뺀 값]가 2.6㎜, 그리고, 시험 제공 강판의 판 두께 B가 2.9㎜이다.

상기 시험편(21)을 사용하여, 도 2a에 도시한 바와 같이, 시험편(21)의 길이 방향의 양단부를 지지점(23), 그 중앙부를 하중점(22)으로 하여, 하중점의 변위 방향(24)으로의 변위량(스트로크)을 다양하게 변화시켜, 노치가 있는 3점 굽힘 시험을 행하였다. 노치가 있는 3점 굽힘 시험 후의 시험편(21)을, 대기 중에서 250℃-30분 유지하고, 그리고, 공냉하는 열처리를 실시하였다. 이 열처리에 의해, 노치가 있는 3점 굽힘 시험에 의해 발생한 파면이 산화 착색된다. 상기 열처리 후의 시험편(21)을, 액체 질소 온도까지 액체 질소에 의해 냉각시키고, 그리고, 그 온도에서 시험편(21)의 노치(21a)로부터 변위 방향(24)을 따라서 균열이 신전되도록 시험편(21)을 강제 파괴하였다. 도 2c에, 노치가 있는 3점 굽힘 시험 후에 강제 파괴를 한 노치가 있는 시험편(21)의 노치를 포함하는 파면을 예시한다. 이 파면에서는, 상기 산화 착색의 결과, 노치가 있는 3점 굽힘 시험에 의해 발생한 파면과, 강제 파괴에 의해 발생한 파면을 명확하게 식별할 수 있다. 도 2c 중, 부호 21b는 노치가 있는 3점 굽힘 시험에 의해 발생한 파면, 부호 21c는 강제 파괴에 의해 발생한 파면, 부호 L1은 시험 제공 강판의 판 두께가 1/4의 위치에서의 파면(21b)의 깊이, 부호 L2는 시험 제공 강판의 판 두께가 1/2의 위치에서의 파면(21b)의 깊이, 부호 L3은 시험 제공 강판의 판 두께가 3/4의 위치에서의 파면(21b)의 깊이를 나타낸다. 파면(21b)을 관찰하고, L1, L2 및 L3을 계측하고, 그리고, 하기의 수학식 3으로부터 균열 전반량 Δa(단위:m)를 구하였다.

도 3a에, 노치가 있는 3점 굽힘 시험에 의해 얻어지는 하중 변위 곡선을 예시한다. 도 3a에 도시한 바와 같이, 하중 변위 곡선을 적분함으로써, 시험에 의해 시험편(21)에 대하여 가한 에너지에 상당하는 가공 에너지 A(단위:J)를 구하였다. 그리고, 이 가공 에너지 A와, 노치가 있는 3점 굽힘 시험 전의 시험 제공 강판의 판 두께 B 및 리가먼트의 변위 방향(24)의 두께 C를 사용하여, 하기의 수학식 4로부터, 1㎡당의 가공 에너지 J(단위:J/㎡)를 구하였다.

도 3b는, 노치가 있는 3점 굽힘 시험에 의해 스트로크 조건을 다양하게 변화시켰을 때의, 균열 전반량 Δa와, 1㎡당의 가공 에너지 J의 관계를 나타내는 그래프이다. 이 도 3b에 도시한 바와 같이, Δa 및 J에 대한 1차 회귀 직선과, 원점을 지나고 기울기가 3×(YP+TS)/2인 직선의 교점을 구하였다. 이 교점에 있어서의 1㎡당의 가공 에너지 J의 값을, 시험 제공 강판의 균열 발생 저항을 나타내는 값인 균열 발생 저항값 Jc(단위:J/㎡)로 하였다. 또한, 상기 1차 회귀 직선의 구배를, 시험 제공 강판의 균열 전반 저항을 나타내는 균열 전반 저항값 T.M.(단위:J/㎥)으로 하였다. 이 균열 발생 저항값 Jc는, 균열을 발생시키기 위해 필요한 가공 에너지의 정도를 나타내는 지표값이 된다. 즉, 이 균열 발생 저항값 Jc는, 충격 하중이 가해졌을 때의 구조용 부재를 구성하는 강판으로부터의 균열의 발생(파괴의 개시)에 대한 저항을 나타낸다. 상기 균열 전반 저항값 T.M.은, 균열을 신전시키기 위해 필요한 가공 에너지의 정도를 나타내는 지표값이 된다. 즉, 균열 전반 저항값 T.M.은, 구조용 부재를 구성하는 강판의 대규모의 파괴(파괴의 진전)에 대한 저항을 나타낸다. 이들 균열 발생 저항값 Jc와 균열 전반 저항값 T.M.에 의해 강판의 파괴 특성을 평가하였다.

상기 샤르피 충격 시험의 조건은, 이하와 같다. 시험편의 길이 방향이 시험 제공 강판의 판 폭 방향과 평행해지도록, V 노치 시험편을 제작하였다. 시험편 사이즈는, 시험편의 길이 방향의 길이가 55㎜, 시험편의 충격이 가해지는 방향의 두께가 10㎜, 시험편의 길이 방향 및 충격 방향과 직교하는 방향의 두께가 2.5㎜, V 노치가 깊이 2㎜이고 각도 45°이다. 이 시험편을 사용하여, 샤르피 충격 시험을 행하여, 파면 천이 온도 vTrs(단위:℃) 및 샤르피 흡수 에너지 E(단위:J)를 구하였다. 여기서, 파면 천이 온도 vTrs는 연성 파면율이 50％가 되는 온도로 하고, 샤르피 흡수 에너지 E는 시험 온도를 실온(23℃±5℃)으로 하였을 때에 얻어진 값으로 하였다. 이들 파면 천이 온도 vTrs와 샤르피 흡수 에너지 E에 의해서도 강판의 파괴 특성을 평가하였다.

본 실시 형태에 관한 열연 강판은, 상기 설명한 특성값으로서, 인장 강도 TS가 590㎫ 이상, 구멍 확장률의 평균값 λave가 60％ 이상, 구멍 확장률의 표준 편차 σ가 15％ 이하, 평면 굽힘 피로 수명이 40만회 이상, 균열 발생 저항값 Jc가 0.5MJ/㎡ 이상, 균열 전반 저항값 T.M.이 600MJ/㎥ 이상, 파면 천이 온도 vTrs가 -13℃ 이하, 샤르피 흡수 에너지 E가 16J 이상을 만족한다.

다음에, 본 실시 형태에 관한 열연 강판의 화학 성분의 측정 방법 및 금속 조직의 관찰 방법 등에 대해서 설명한다.

강판의 화학 성분은, EPMA(Electron Probe Micro-Analyzer:전자 프로브 X선 마이크로 해석), AAS(Atomic Absorption Spectrometry:원자 흡광 분석), ICP-AES(Inductively Coupled Plasma-Atomic Emission Spectrometry:유도 결합 플라즈마 발광 분광 분석), 또는 ICP-MS(Inductively Coupled Plasma-Mass Spectrometry:유도 결합 플라즈마 질량 분석)를 사용해서 정량 분석하였다.

강판의 금속 조직의 관찰은, 이하의 방법에 의해 행하였다. 강판의 판 폭이 1/4의 부분으로부터, 판 폭 방향을 법선에 갖는 단면(이하, L 단면)이 관찰면이 되도록 금속 조직 관찰용의 시료를 잘라냈다. 그리고, 이 시료를 경면 연마하였다. 경면 연마 후의 시료를 사용하여, 상기 L 단면 중의 판 두께 중심부 근방을 관찰 위치로 하여, 광학 현미경에 의해 400배의 배율로, 금속 조직에 포함되는 개재물을 관찰하였다. 또한, 경면 연마 후의 시료에, 나이탈 부식, 또는 리펠러 부식을 실시하여, 페라이트, 마르텐사이트, 잔류 오스테나이트, 베이나이트 및 펄라이트 등의 금속상의 관찰을 행하였다.

페라이트의 평균 결정립경은 이하와 같이 구하였다. 상기 L 단면 중의 판 두께 중심부를 관찰 위치로 하여, 판 두께 방향이 500㎛, 압연 방향이 500㎛의 부분에 대해서, 그 결정 방위 분포를 1㎛ 스텝으로 EBSD(Electron Back-Scattered diffraction Patern)법에 의해 측정하였다. 그리고, 방위차가 15° 이상인 점을 연결하여 고경각 입계로 하고, 이 고경각 입계에 의해 둘러싸인 각 결정립의 원상당 직경의 산술 평균값을 구하여, 페라이트의 평균 결정립경으로 하였다. 이때, EBSD법에 의해 측정한 각 측정점 중, IQ(Image Quality)값이 100 이상의 결정립을 페라이트로 간주하고, IQ값이 100 이하의 결정립을 페라이트 이외의 금속상인 것으로 간주하였다.

페라이트, 마르텐사이트, 잔류 오스테나이트, 베이나이트 및 펄라이트 등의 면적 분율은, 금속 조직 사진을 화상 해석함으로써 구하였다.

또한, 상기 개재물을 조사하는 데 있어, 후술하는 바와 같이 정의되는 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M(단위:㎜/㎟)을 측정하였다.

개재물의 존재는, 강판의 변형시에 보이드를 강 중에 형성해서 연성 파괴를 촉진시키므로, 구멍 확장성을 열화시키는 요인이 된다. 다시 말하면, 개재물의 형상이 강판의 압연 방향으로 길게 연신된 형상일수록, 강판의 소성 변형시에 개재물 근방의 응력 집중이 증대한다. 즉, 구멍 확장성은 개재물의 존재에 더하여, 개재물의 형상에도 크게 영향을 받는다. 종래부터 단일의 개재물의 압연 방향 길이가 클수록, 구멍 확장성을 크게 열화시키는 것이 알려져 있다.

본 발명자는, 연신한 개재물이나 구 형상의 개재물 등의 복수의 개재물이, 균열 전반 방향인 강판의 압연 방향으로, 소정의 간격으로 분포하여 집합체를 형성하면, 단일로 연신한 개재물과 동일하게, 구멍 확장성을 열화시키는 것을 발견하였다. 이것은, 강판의 변형시에 상기 집합체를 구성하는 각 개재물의 근방에 도입되는 변형의 상승 효과에 의해, 상기 집합체의 근방에 큰 응력 집중을 발생시키기 때문이라고 생각된다. 정량적으로는, 강판의 압연 방향의 직선상에 인접하는 다른 개재물에 대하여 50㎛ 이하의 간격을 두고 배열되어 있는 긴 직경이 3㎛ 이상의 개재물의 집합체가, 단독으로 존재하는 연신한 개재물과 동일하게, 구멍 확장성을 열화시키는 것을 발견하였다. 이후, 개재물간의 압연 방향의 간격이 50㎛ 이하이고, 각각의 긴 직경이 3㎛ 이상인 개재물의 집합체를 개재물군이라고 부른다. 또한, 이 개재물군에 대하여, 개재물간의 압연 방향의 간격이 50㎛ 초과로 되어 단독으로 존재하는 개재물을 독립 개재물이라고 부른다. 상기의 긴 직경이란, 관찰되는 개재물의 단면 형상에 있어서 가장 긴 직경을 의미하고 있고, 대부분의 경우 압연 방향의 직경이다.

상술한 바와 같이, 강판의 구멍 확장성을 향상시키기 위해서는, 이하에 설명하는 바와 같은 형상 및 배치의 개재물을 제어하는 것이 중요하다.

도 4a는, 개재물의 집합체인 개재물군의 모식도이다. 도 4a 중, 부호 41a 내지 41e는 각각이 긴 직경 3㎛ 이상인 개재물, 부호 F는 개재물간의 압연 방향의 간격, 부호 G는 개재물군, 부호 GL은 개재물군의 압연 방향의 길이를 나타낸다. 도 4a에 도시한 바와 같이, 강판의 압연 방향 RD를 따라서, 간격(F)이 50㎛ 이하가 되는 개재물의 집합체, 구체적으로는, 개재물(41b)과 개재물(41c)과 개재물(41d)을 하나의 집합체로 간주하여 개재물군(G)으로 한다. 이 개재물군(G)의 압연 방향 길이(GL)를 측정한다. 이 길이(GL)가 30㎛ 이상인 개재물군(G)이, 강판의 구멍 확장성에 영향을 미친다. 압연 방향 길이(GL)가 30㎛ 미만의 개재물군(G)은, 구멍 확장성에 미치는 영향이 작다. 또한, 긴 직경이 3㎛ 미만인 개재물은, 가령 간격(F)이 50㎛ 이하라도, 구멍 확장성에 미치는 영향이 작으므로, 개재물군(G)의 구성에 포함하지 않는다. 또한, 도 4a 중에서, 개재물(41a) 및 개재물(41e)은, 각각 독립 개재물이 된다.

도 4b는, 독립 개재물의 모식도이다. 도 4b 중, 부호 41f 내지 41h는 각각이 긴 직경 3㎛ 이상인 개재물, 부호 H는 독립 개재물, 부호 HL은 독립 개재물의 압연 방향의 길이를 나타낸다. 도 4b에 도시한 바와 같이, 강판의 압연 방향 RD를 따라서, 간격(F)이 50㎛ 초과가 되는 개재물, 구체적으로는, 개재물(41f)과 개재물(41g)과 개재물(41h)이 각각 독립 개재물(H)이 된다. 이들의 독립 개재물(H)의 압연 방향 길이(HL)를 측정한다. 이 길이(HL)가 30㎛ 이상인 독립 개재물(H)이, 강판의 구멍 확장성에 영향을 미친다. 압연 방향 길이(HL)가 30㎛ 미만인 독립 개재물(H)은, 구멍 확장성에 미치는 영향이 작다.

도 4c는, 압연 방향 길이가 30㎛ 이상인 개재물이 포함되는 개재물군(G)의 모식도이다. 도 4c 중, 부호 41i 내지 41l은 각각이 긴 직경 3㎛ 이상인 개재물을 나타낸다. 또한, 도 4c 중, 개재물(41j)은 압연 방향의 길이(긴 직경)가 30㎛ 이상이다. 도 4c에서는, 강판의 압연 방향 RD를 따라서, 간격(F)이 50㎛ 이하가 되는 개재물인 개재물(41j)과 개재물(41k)이 하나의 집합체인 개재물군(G)이 되고, 개재물(41i)과 개재물(41l)이 각각 독립 개재물(H)이 된다. 이와 같이, 개재물(41j)의 긴 직경이 30㎛ 이상이라도, 개재물(41j)과 간격(F)이 50㎛ 이하가 되는 개재물(41k)이 존재하므로, 개재물(41j)은 개재물군(G)의 일부인 것으로 하였다. 또한, 이후, 개재물군(G)에 포함되지 않고, 또한, 압연 방향 길이(HL)가 30㎛ 이상인 독립 개재물(H)을, 연신 개재물이라고 부른다.

상기한 개재물군(G)의 압연 방향 길이(GL) 및 연신 개재물[압연 방향 길이(HL)가 30㎛ 이상인 독립 개재물(H)]의 압연 방향 길이(HL)를 1관찰 시야 중에서 모두 측정하고, 그리고, 이 측정을 복수 시야에 대해서 실시하여 GL과 HL의 총합 I(단위:㎜)를 구하였다. 이 총합 I로부터 하기의 수학식 5에 기초하여, 1㎟ 면적당 환산한 값인 총합 M(단위:㎜/㎟)을 구하였다. 이 총합 M이, 강판의 구멍 확장성에 영향을 미친다. 또한, S는, 관찰한 시야의 총 면적(단위:㎟)이다.

상기한 개재물의 압연 방향 길이의 총합 I의 평균값이 아니라, 총합 I를 1㎟ 면적당 환산한 값인 총합 M을 구하는 것으로 한 이유는 이하와 같다.

강판의 금속 조직 중의 개재물군(G) 및 연신 개재물[압연 방향 길이(HL)가 30㎛ 이상인 독립 개재물(H)]의 개수가 적으면, 강판의 변형시에, 상기 개재물의 주위에서 발생한 보이드가 도중에 끊어지면서 균열이 전반된다. 한편, 상기 개재물의 개수가 많으면, 강판의 변형시에, 상기 개재물의 주위에서 보이드가 도중에 끊어지는 일 없이 연결되어 길게 연속적인 보이드를 형성하고, 연성 파괴를 촉진한다고 생각된다. 이와 같은 개재물의 개수의 영향은, 상기의 총합 I의 평균값에 의해 나타낼 수 없지만, 상기의 총합 M에 의해 나타낼 수 있다. 따라서, 이 점으로부터 개재물군(G)의 압연 방향 길이(GL) 및 연신 개재물의 압연 방향 길이(HL)의 1㎟ 면적당의 총합 M을 구하였다. 이와 같이, 이 총합 M이, 강판의 구멍 확장성에 영향을 미친다.

상기 총합 M은, 상기의 강판의 구멍 확장성에 더하여, 강판의 파괴 특성에도 영향을 미친다. 강판의 변형시, 개재물군(G) 및 연신 개재물[압연 방향 길이(HL)가 30㎛ 이상인 독립 개재물(H)]에 응력 집중하고, 이들 개재물을 기점으로 하여 균열의 발생과 전파가 일어난다. 따라서, 상기 총합 M의 값이 큰 경우, 균열 발생 저항값 Jc와 균열 전파 저항값 T.M.이 저하된다. 또한, 연성 파괴되는 온도 영역에서의 시험편의 파괴에 필요로 하는 에너지인 샤르피 흡수 에너지 E는, 균열 발생 저항값 Jc와 균열 전파 저항값 T.M.의 양쪽이 영향을 미치는 지표이다. 상기 총합 M의 값이 큰 경우, 마찬가지로, 샤르피 흡수 에너지 E도 저하된다.

또한, 상기 총합 M은, 강판의 피로 특성에도 영향을 미친다. 이 총합 M의 값이 커질수록, 피로 수명이 저하되는 경향이 있는 것이 판명되었다. 이것은, 총합 M의 값이 커질수록, 피로 파괴의 기점이 되는 개재물군(G)이나 연신 개재물의 개수가 많아지고, 그 결과, 피로 수명의 저하를 초래한다고 생각된다.

이상의 관점으로부터, 상기한 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M을 측정하고, 이에 기초하여 구멍 확장률의 평균값 λave, 균열 발생 저항값 Jc, 균열 전반 저항값 T.M., 샤르피 흡수 에너지 E, 피로 수명 등을 평가하였다.

또한, 상기 총합 M에 더하여, 개재물의 조사로서, 개재물의 긴 직경/개재물의 짧은 직경으로 나타내어지는 개재물의 긴 직경/짧은 직경비에 대해서 측정하였다. 1관찰 시야 중의 모든 개재물에 대해서 각각의 긴 직경/짧은 직경비를 측정하고, 그 중의 최대값을 구하였다. 이 측정을 다른 시야에서 30회 실시하였다. 그리고, 각 시야에서 구한 각각의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값을 평균한 값을 구하였다. 구체적으로는, 강판의 판 폭이 1/4의 부분의 판 폭 방향을 법선에 갖는 단면(L 단면)을 경면 연마한 후, 전자 현미경을 사용하여, L 단면 내의 판 두께 중심부 근방의 임의의 30 개소이고, 1개소가 0.0025㎟(50㎛×50㎛)의 시야 내의 개재물을 관찰하고, 각각의 시야 내의 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값을 구하고, 그 30 시야분의 평균값을 구하였다.

개재물의 긴 직경/짧은 직경비를 구한 것은, 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M이 동일한 값인 경우라도, 하나하나의 개재물의 형상이 둥글고 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 상기 평균값이 작은 경우, 강판 변형시에 개재물의 근방에서의 응력 집중이 저하되고, 구멍 확장률의 평균값 λave, 균열 발생 저항값 Jc, 샤르피 흡수 에너지 E가 더 양호한 것으로 되기 때문이다. 또한, 실험에 의해 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 상기 평균값과 구멍 확장률의 표준 편차 σ 사이에 상관 관계가 있는 것이 발견되었으므로, 구멍 확장률의 표준 편차 σ를 평가하는 관점으로부터도 이 긴 직경/짧은 직경비의 상기 평균값을 측정하였다.

상술한 강판의 화학 성분 및 금속 조직에 더하여, 강판의 집합 조직을 측정하였다. 집합 조직의 측정은, X선 회절 측정에 의해 행하였다. X선 회절 측정은, 적절한 X선 관구를 사용한 디프랙토미터법 등을 사용해서 행하였다. X선 회절 측정용의 시료로서, 강판의 판 폭이 1/2의 부분으로부터, 판 폭 방향으로 길이가 20㎜, 압연 방향으로 길이가 20㎜인 시험편을 잘라냈다. 이 시험편을 기계 연마에 의해, 강판의 판 두께의 1/2의 위치가 측정면이 되도록 연마한 후, 전해 연마 등에 의해 변형을 제거하였다. 이 X선 회절 측정용 시료와, 특정한 방위에의 집적을 갖지 않는 표준 시료를 동일한 조건에서 X선 회절법 등에 의해 측정하고, 강판의 X선 강도를 표준 시료의 X선 강도로 나눈 수치를 X선 랜덤 강도비로 하였다. 또한, X선 랜덤 강도비는, 극밀도와 동의이다. 또한, 상기 X선 회절 측정을 대신해서, EBSD법이나 ECP(Electron Channeling Pattern)법을 사용하여, 집합 조직을 측정해도 좋다. 또한, 강판의 집합 조직으로서, {211}면의 X선 랜덤 강도비({211}면의 극밀도, 또는 {211}면 강도와 동의임)를 측정하였다.

다음에, 본 실시 형태에 관한 열연 강판의 특성이, 예를 들어, 구멍 확장률의 평균값 λave가 60％ 이상, 구멍 확장률의 표준 편차 σ가 15％ 이하, 그리고, 균열 전반 저항값 T.M.이 600MJ/㎥ 이상을 만족하기 위한, 상기 총합 M 및 긴 직경/짧은 직경비의 상기 평균값에 관한 수치 한정 범위와 그 한정 이유에 대해서 설명한다.

도 5는, 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M과, 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값과, 구멍 확장률의 평균값 λave의 관계를 나타내는 도면이다. 도 6은, 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M과, 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값과, 구멍 확장률의 표준 편차 σ의 관계를 나타내는 도면이다.

도 5에 도시한 바와 같이, 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M의 값이 작을수록, 또한, 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값이 작을수록, 강판의 구멍 확장률의 평균값 λave가 향상되는 것을 알 수 있다. 또한, 도 6에 도시한 바와 같이, 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값이 작을수록, 구멍 확장률의 표준 편차 σ가 향상되는 것을 알 수 있다. 또한, 도 5 및 도 6에 플롯되어 있는 각 데이터는, 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M과 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값에 관한 구성 이외에, 본 실시 형태에 관한 열연 강판의 구성을 만족하는 것을 나타내고 있다.

이들 도 5 및 도 6으로부터, 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M을 0㎜/㎟ 이상 0.25㎜/㎟ 이하, 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값을 1.0 이상 8.0 이하로 함으로써, 구멍 확장률의 평균값 λave로 60％ 이상, 표준 편차 σ를 15％ 이하로 할 수 있는 것을 알 수 있다. 이 이유는, 상술한 바와 같이, 상기 총합 M의 값과, 긴 직경/짧은 직경비의 상기 평균값이 작아짐으로써 강판의 소성 변형 중의 개재물 근방에의 응력 집중이 완화되었기 때문이라고 생각된다. 바람직하게는, 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M을 0㎜/㎟ 이상 0.20㎜/㎟ 이하로 하고, 더욱 바람직하게는, 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M을 0㎜/㎟ 이상 0.15㎜/㎟ 이하로 한다. 또한, 바람직하게는, 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값을 1.0 이상 3.0 이하로 함으로써, 구멍 확장률의 평균값 λave로 65％ 이상, 표준 편차 σ로 10％ 이하로 할 수 있는 것을 알 수 있다. 더욱 바람직하게는, 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값을 1.0 이상 2.0 이하로 한다.

도 7은, 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M과 균열 전반 저항값 T.M.의 관계를 나타내는 도면이다. 이 도면으로부터, 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M이 0㎜/㎟ 이상 0.25㎜/㎟ 이하인 경우, 상기의 구멍 확장률의 평균값 λave와 표준 편차 σ에 더하여, 균열 전반 저항값 T.M.도 600MJ/㎥ 이상을 만족하는 것을 알 수 있다. 일반적으로, 구조용 부재를 구성하는 강판의 파괴를 방지하기 위해서는, 균열 전반 저항값 T.M.을 개선하는 것이 중요하다. 상술한 바와 같이, 균열 전반 저항값 T.M.은, 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M에 의존하는 경향이 있고, 그 총합 M을 상기 범위 내에 제어하는 것이 중요한 것이 판명되었다.

이와 같이, 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M 및 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값을 제어함으로써, 구멍 확장률의 평균값 λave, 구멍 확장률의 표준 편차 σ 및 균열 전반 저항값 T.M. 등의 특성을 만족시킬 수 있다. 또한, 상술한 바와 같이, 상기 총합 M은, 피로 특성도 향상시킨다. 이하에, 이들의 총합 M 및 긴 직경/짧은 직경비의 상기 평균값을 상기 범위 내에 제어하는 방법을 설명한다.

본 발명자는, 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M이나 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값을 증대시키는 요인이 되는 개재물군(G)이나 연신 개재물[압연 방향 길이(HL)가 30㎛ 이상인 독립 개재물(H)]이, 압연에 의해 연신한 MnS 석출물이나, 제강 단계에서 탈황을 위해 투입한 탈황재의 잔존물인 것을 발견하였다. 또한, 상기의 MnS 석출물이나 탈황재의 잔존물일수록 영향은 크지 않지만, REM(Rare Earth Metal)의 산화물이나 황화물을 핵으로 하지 않고 석출되는 CaS나, CaO와 알루미나의 혼합물인 칼슘 알루미네이트 등의 석출물도, 상기 총합 M이나 긴 직경/짧은 직경비의 상기 평균값을 증대시킬 우려가 있는 것을 발견하였다. 이들 CaS나 칼슘 알루미네이트 등의 석출물은, 압연에 의해 압연 방향으로 연신한 형상이 될 가능성이 있으므로, 강판의 구멍 확장성이나 파괴 특성 등을 열화시킬 우려가 있다. 구멍 확장률의 평균값 λave, 구멍 확장률의 표준 편차 σ 및 균열 전반 저항값 T.M. 등의 특성을 향상시키기 위해, 이들 개재물을 억제하는 방법에 대해서 검토한 결과, 이하가 중요한 것이 판명되었다.

우선, MnS 석출물을 억제하는 면에서, Mn과 결합하는 S 함유량을 저감하는 것이 중요해진다. 이 관점으로부터, 본 실시 형태에 관한 열연 강판에서는, 강 중의 전체의 S 함유량을 저감하기 위해, 그 상한값을, 질량％로, 0.01％로 한다.

또한, Ti를 첨가하면, MnS 생성 온도 영역으로부터 고온으로 TiS 석출물이 생성되므로, MnS 석출물의 석출량을 저감시킬 수 있다. 마찬가지로, REM, Ca를 첨가하면, REM, Ca의 황화물이 생성되므로, MnS 석출물의 석출량을 저감시킬 수 있다. 이로 인해, 본 실시 형태에 관한 열연 강판에서는, 질량％로, Ti : 0.001％ 내지 0.3％, REM : 0.0001％ 내지 0.02％, Ca : 0.0001％ 내지 0.01％로부터 선택된 적어도 하나를 함유시킨다. Ca를 선택함으로써, MnS 석출물의 석출량을 저감시킬 수 있지만, CaS나 칼슘 알루미네이트 등의 석출을 억제하므로, Ca 함유량의 상한은, 질량％로, 0.01％로 한다. 또한, 열연 강판의 화학 성분의 수치 한정 범위와 그 한정 이유에 대해서는, 상세하게 후술한다.

또한, MnS 석출물을 억제하기 위해서는, 화학 양론적으로 S 함유량보다 많은 비율로, Ti, REM, Ca를 함유시킬 필요가 있다. 따라서, S 함유량, Ti 함유량, REM 함유량 및 Ca 함유량과, 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M의 관계에 대해서 조사하였다. 도 8은, S 함유량, Ti 함유량, REM 함유량 및 Ca 함유량과, 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M의 관계를 나타내는 도면이다. (Ti/48)/(S/32)+{(Ca/40)/(S/32)+(REM/140)/(S/32)}×15의 값이 12.0 이상 150 이하이면, 상기 총합 M이 0㎜/㎟ 이상 0.25㎜/㎟ 이하가 되는 것이 판명되었다. 즉, 본 실시 형태에 관한 열연 강판은 화학 성분 중의 각 원소의 질량％로 나타낸 함유량이, 하기의 수학식 6을 만족하는 것이 필요하다. 이 수학식 6을 만족함으로써, 연신한 MnS 석출물의 생성이 억제된다고 생각된다. 또한, 도시는 하지 않지만, 하기의 수학식 6을 만족하는 경우에, 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값이 1.0 이상 8.0 이하가 되는 것이 판명되었다. 또한, Ti, REM 및 Ca가 모두 강 중에 동시에 함유되는 경우라도, 또는, Ti, REM 및 Ca로부터 선택된 적어도 하나가 강 중에 함유되는 경우라도, 하기의 수학식 6을 만족할 때, 총합 M이 0㎜/㎟ 이상 0.25㎜/㎟ 이하가 되고, 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값이 1.0 이상 8.0 이하가 되는 것이 판명되었다.

또한, 상기 총합 M을 0㎜/㎟ 이상 0.25㎜/㎟ 이하로 하고, 긴 직경/짧은 직경비의 상기 평균값을 1.0 이상 8.0 이하로 하기 위해서는, 상기의 수학식 6을 만족하는 동시에, 후술하는 바와 같이, 1차 조압연 공정에서, 1150℃ 초과 1400℃ 이하의 온도 영역에서 누적 압하율을 10％ 이상 70％ 이하로 한다. 또한, 본 실시 형태에 관한 열연 강판의 제조 방법에 대해서는, 상세하게 후술한다.

상술한 구성에 의해, 상기 총합 M과 긴 직경/짧은 직경비의 상기 평균값을 제어하는 것이 가능하다. 그러나, 강판의 특성을 더욱 향상시키기 위해서는, 상술한 REM의 산화물이나 황화물을 핵으로 하지 않고 석출되는 CaS나 칼슘 알루미네이트 등의 석출물을 저감시키는 것이 바람직하다. 이들의 석출물을 저감시키기 위해서는, 화학 성분 중의 각 원소의 질량％로 나타낸 함유량이, 하기의 수학식 7을 만족하면 좋다. 하기의 수학식 7을 만족할 때, 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값이, 1.0 이상 3.0 이하가 되어 바람직하게 되는 것이 판명되었다. 또한, Ti 또는 REM이 강에 첨가되는 경우, Ca 함유량을 최대한 저감해도 좋으므로, 하기의 수학식 7에 상한값은 없다.

상기의 수학식 7을 만족하도록 REM을 Ca보다 충분히 많이 첨가한 경우, 구형의 REM 산화물이나 REM 황화물을 핵으로 하여 CaS 등이, 정출 또는 석출된다. 한편, Ca에 대한 REM의 비율이 감소하여 상기의 수학식 7을 만족하지 않으면, 핵이 되는 REM 산화물이나 REM 황화물이 감소하므로, REM 산화물이나 REM 황화물을 핵으로 하지 않는 CaS 등이 많이 석출된다. 이들의 개재물은 압연에 의해 압연 방향으로 연신한 형상이 될 우려가 있다. 이와 같이, 상기의 수학식 7을 만족할 때, 개재물의 긴 직경/짧은 직경비가 적절하게 제어된다.

또한, 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값을 1.0 이상 3.0 이하로 하기 위해서는, 상기의 수학식 7을 만족하는 동시에, 후술하는 바와 같이, 1차 조압연 공정에서, 1150℃ 초과 1400℃ 이하의 온도 영역에서 누적 압하율을 10％ 이상 65％ 이하로 하는 것이 바람직하다. 본 실시 형태에 관한 열연 강판의 제조 방법에 대해서는, 상세하게 후술한다.

계속해서, 본 실시 형태에 관한 열연 강판의 기본 성분에 대해서, 수치 한정 범위와 그 한정 이유에 대해서 설명한다. 여기서, 기재하는 ％는, 질량％이다.

C : 0.03％ 내지 0.1％

C(탄소)는, 인장 강도 TS의 향상에 기여하는 원소이다. C 함유량이 적으면, 금속 조직의 조대화에 의해, 파면 천이 온도 vTrs의 상승을 초래해 버린다. 또한, C 함유량이 적으면, 원하는 면적 분율의 마르텐사이트 및 잔류 오스테나이트를 얻기 어려워진다. 한편, C 함유량이 많으면, 구멍 확장률의 평균값 λave, 균열 발생 저항값 Jc, 샤르피 흡수 에너지 E의 저하를 초래한다. 이로 인해, C 함유량은, 0.03％ 이상 0.1％ 이하로 한다. 바람직하게는, 0.04％ 이상 0.08％ 이하로 한다. 더욱 바람직하게는, 0.04％ 이상 0.07％ 이하로 한다.

Mn : 0.5％ 내지 3.0％

Mn(망간)은, 고용 강화 원소로서 강판의 인장 강도 TS의 향상에 기여하는 원소이다. 목적으로 하는 인장 강도 TS를 얻기 위해, Mn 함유량을 0.5％ 이상으로 한다. 그러나, Mn 함유량이 3.0％ 초과이면, 열간 압연시의 균열이 발생하기 쉬워진다. 이로 인해, Mn 함유량은, 0.5％ 이상 3.0％ 이하로 한다. 또한, Mn 함유량이 3.0％ 초과이면, 페라이트 변태를 억제하여, 마르텐사이트 및 잔류 오스테나이트의 면적 분율이 높아진다. 주상인 페라이트와 제2상인 마르텐사이트 및 잔류 오스테나이트의 면적 분율을 바람직하게 제어하기 위해서는, Mn 함유량을 0.8％ 이상 2.0％ 이하로 한다. 더욱 바람직하게는, 1.0％ 이상 1.5％ 이하로 한다.

0.5％≤Si+Al≤4.0％

목적으로 하는 인장 강도 TS, 페라이트 면적 분율을 얻기 위해, Si(실리콘) 및 Al(알루미늄) 중 적어도 하나를 함유시킨다. 상기 효과를 얻기 위해, Si 및 Al 중 적어도 하나를 함유시켜, Si+Al의 함유량을 0.5％ 이상으로 한다. 그러나, Si 및 Al 중 적어도 하나를 함유시켜, Si+Al의 함유량을 4.0％ 초과로 해도, 구멍 확장률의 평균값 λave의 저하를 초래한다. 바람직하게는, 1.5％ 이상 3.0％ 이하로 한다. 더욱 바람직하게는, 1.8％ 이상 2.6％ 이하로 한다.

Si : 0.5％ 내지 2.0％

Si(실리콘)는, 강의 인장 강도 TS의 향상과, 페라이트 변태의 촉진에 기여하는 원소이다. 목적으로 하는 인장 강도 TS, 페라이트의 면적 분율을 얻기 위해, Si 함유량을 0.5％ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 그러나, Si 함유량을 2.0％ 초과로 해도, 강도가 과도하게 높아져 구멍 확장률의 평균값 λave의 저하를 초래할 우려가 있다. 이로 인해, Si 함유량은, 0.5％ 이상 2.0％ 이하로 하는 것이 바람직하다.

Al : 0.005％ 내지 2.0％

Al(알루미늄)은, 용강의 탈산에 필요한 원소이고, 인장 강도 TS의 향상에 기여하는 원소이다. 이 효과를 충분히 얻기 위해 Al 함유량을 0.005％ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 그러나, Al 함유량을 2.0％ 초과로 해도, 강도가 과도하게 높아져 구멍 확장률의 평균값 λave의 저하를 초래할 우려가 있다. 이로 인해, Al 함유량은, 0.005％ 이상 2.0％ 이하로 하는 것이 바람직하다.

본 실시 형태에 관한 열연 강판은, Ti, REM, Ca로부터 선택된 적어도 하나를 하기하는 함유량으로 더 함유한다.

Ti : 0.001％ 내지 0.3％

Ti(티타늄)은, TiC로서 미세하게 석출됨으로써, 강판의 인장 강도 TS의 향상에 기여하는 원소이다. 또한, Ti는, TiS로서 석출됨으로써, 압연시에 연신하는 MnS의 석출을 억제하는 원소이다. 그로 인해, 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M과 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값이 저감된다. 상기 효과를 얻기 위해, Ti 함유량을 0.001％ 이상으로 한다. 그러나, Ti 함유량이 0.3％ 초과이면, 강도가 과도하게 높아져, 구멍 확장률의 평균값 λave, 균열 발생 저항값 Jc, 샤르피 흡수 에너지 E의 저하를 초래한다. 이로 인해, Ti 함유량은, 0.001％ 이상 0.3％ 이하로 한다. 바람직하게는, 0.01％ 이상 0.3％ 이하로 한다. 더욱 바람직하게는, 0.05％ 이상 0.18％ 이하로 한다. 가장 바람직하게는, 0.08％ 이상 0.15％ 이하로 한다.

REM : 0.0001％ 내지 0.02％

REM(Rare Earth Metal)은, 강 중의 S와 결합함으로써, MnS의 생성을 억제하는 원소이다. 또한, MnS 등의 황화물의 형태를 구형화시킴으로써, 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값이나, 압연 방향 길이의 총합 M을 저감시키는 원소이다. REM 함유량이 0.0001％ 미만이면, MnS의 생성을 억제하는 효과나, MnS 등의 황화물의 형태를 구형화시키는 효과가 충분히 얻어지지 않는다. 또한, REM 함유량이 0.02％ 초과이면, REM 산화물을 포함하는 개재물이 과다하게 생겨, 구멍 확장률의 평균값 λave, 균열 발생 저항값 Jc, 샤르피 흡수 에너지 E의 저하를 초래할 가능성이 있다. 이로 인해, REM 함유량은, 0.0001％ 이상 0.02％ 이하로 한다. 바람직하게는, 0.0005％ 이상 0.005％ 이하로 한다. 더욱 바람직하게는, 0.001％ 이상 0.004％ 이하로 한다.

또한, REM과는 원자 번호가 57인 란탄으로부터 71인 루테튬까지의 15 원소에, 원자 번호가 21인 스칸듐과 원자 번호가 39인 이트륨을 추가한 합계 17 원소의 총칭이다. 통상은, 이들 원소의 혼합물인 미슈 메탈의 형태로 공급되어, 강 중에 첨가된다.

Ca : 0.0001％ 내지 0.01％

Ca(칼슘)는, 강 중의 S와 결합함으로써, MnS의 생성을 억제하는 원소이다. 또한, MnS 등의 황화물의 형태를 구형화시킴으로써, 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값이나, 압연 방향 길이의 총합 M을 저감시키는 원소이다. Ca 함유량이 0.0001％ 미만이면, MnS의 생성을 억제하는 효과나, MnS 등의 황화물의 형태를 구형화시키는 효과가 충분히 얻어지지 않는다. 또한, Ca 함유량이 0.01％ 초과이면, 연신한 형상의 개재물이 되기 쉬운 CaS나 칼슘 알루미네이트가 다량으로 생겨, 상기 총합 M 및 긴 직경/짧은 직경비의 상기 평균값을 증대시켜 버릴 우려가 있다. 이로 인해, Ca 함유량은, 0.0001％ 이상 0.01％ 이하로 한다. 바람직하게는, 0.0001％ 이상 0.005％ 이하로 한다. 더욱 바람직하게는, 0.001％ 이상 0.003％ 이하로 한다. 더욱 바람직하게는, 0.0015％ 이상 0.0025％ 이하로 한다.

본 실시 형태에 관한 열연 강판은, 상기한 Ti, REM, Ca로부터 선택된 적어도 하나를 함유하는 동시에, 화학 성분 중의 각 원소의 질량％로 나타낸 함유량이, 하기의 수학식 8을 만족한다. 또한, 불순물 S에 대해서는, 상세하게 후술한다. 하기의 수학식 8을 만족함으로써, 강 중의 MnS 석출물의 석출량이 저감되어, 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값과, 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M을 저감하는 효과가 얻어진다. 이에 의해, 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M이 0㎜/㎟ 이상 0.25㎜/㎟ 이하가 되고, 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값이 1.0 이상 8.0 이하가 된다. 그 결과, 강판의 구멍 확장률의 평균값 λave, 표준 편차 σ, 균열 발생 저항값 Jc, 균열 전파 저항값 T.M., 샤르피 흡수 에너지 E, 피로 수명을 개선하는 효과가 얻어진다. 하기의 수학식 8의 값이 12.0 미만이면, 상기 효과가 얻어지지 않을 우려가 있다. 바람직하게는, 30.0 이상으로 한다. 또한, 불순물인 S는 함유량을 저감하는 것이 바람직하므로, 하기의 수학식 8에 상한값은 없다. 그러나, 하기의 수학식 8이 150 이하인 경우, 바람직하게 상기 효과를 얻을 수 있다.

또한, Ti를 상기 범위 내에서 고함유량으로 하면, 강판의 인장 강도 TS가 향상된다. 예를 들어, Ti 함유량을 0.08 이상 0.3％ 이하로 하면, 강판의 인장 강도 TS를 780㎫ 이상 980㎫ 이하로 하는 것이 가능하고, 이때, 평면 굽힘 피로 수명이 50만회 이상이 된다. 이것은, TiC의 석출 강화에 기인한다. 한편, Ti를 첨가하지 않거나, 또는 상기 범위 내에서 저함유량으로 하면, 강판의 성형성과 파괴 특성이 향상된다. 예를 들어, Ti를 첨가하지 않거나, 또는 Ti 함유량을 0.001 이상 0.08％ 미만으로 하면, 강판의 인장 강도 TS가 590㎫ 이상 780㎫ 미만이 되지만, 구멍 확장률의 평균값 λave가 90％ 이상, 균열 발생 저항값 Jc가 0.9MJ/㎡ 이상, 샤르피 흡수 에너지 E가 35J 이상으로 하는 것이 가능하다. 이것은, TiC의 석출량이 저감되는 것에 기인한다. 이와 같이 강판의 목적에 따라서, Ti 함유량을 제어하는 것이 바람직하다. Ti를 첨가하지 않을 때에는, 상기 총합 M 및 긴 직경/짧은 직경비의 상기 평균값을 제어하기 위해, REM, Ca 중 적어도 하나를 함유시키는 것이 바람직하다. 또한, Ti를 상기 범위 내에서 저함유량으로 할 때에는, 상기 총합 M 및 긴 직경/짧은 직경비의 상기 평균값을 제어하기 위해, REM, Ca 중 적어도 하나를 함유시키는 것이 바람직하다. 구체적으로는, REM : 0.0001％ 내지 0.02％, Ca : 0.0001％ 내지 0.01％ 중 적어도 하나를 함유할 때, Ti의 함유량을, Ti : 0.001％ 이상 0.08％ 미만으로 하는 것이 바람직하다. 더욱 바람직하게는, REM : 0.0001％ 내지 0.02％, Ca : 0.0001％ 내지 0.005％ 중 적어도 하나를 함유할 때, Ti의 함유량을, Ti : 0.01％ 이상 0.08％ 미만으로 한다.

또한, Ca 및 REM은, 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값을 억제하는 관점으로부터, 하기의 수학식 9를 만족하는 함유량으로 하는 것이 바람직하다. 하기의 수학식 9를 만족할 때, 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값이, 1.0 이상 3.0 이하가 되므로 바람직하다. 즉, 화학 성분 중의 각 원소의 질량％로 나타낸 함유량이, 하기의 수학식 9를 만족하고, 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값을 평균한 상기 값이, 1.0 이상 3.0 이하가 되는 것이 바람직하다. 더욱 바람직하게는, 1.0 이상 2.0 이하로 한다. 그 결과, 구멍 확장률의 평균값 λave, 구멍 확장률의 표준 편차 σ, 균열 발생 저항값 Jc, 샤르피 흡수 에너지 E 등에 대해서, 더 우수한 효과가 얻어진다. 이것은, 하기의 수학식 9를 만족하도록 REM을 Ca보다 충분히 많이 첨가한 경우, 구형의 REM 산화물이나 REM 황화물을 핵으로서 CaS 등이, 정출 또는 석출되는 것에 기인한다.

본 실시 형태에 관한 열연 강판은, 상기한 기본 성분 외에, 불가피적 불순물을 함유한다. 여기서, 불가피적 불순물이란, 스크랩 등의 부원료나, 제조 공정으로부터 불가피하게 혼입되는, P, S, N, O, Pb, Cd, Zn, As, Sb 등의 원소를 의미한다. 이 중에서, P, S 및 N은, 상기 효과를 바람직하게 발휘시키기 위해, 이하와 같이 제한한다. 또한, P, S 및 N 이외의 상기 불가피적 불순물은, 각각 0.02％ 이하로 제한하는 것이 바람직하다. 이들이, 0.02％ 이하 포함되어도, 상기 효과를 잃는 것은 아니다. 이들의 불순물 함유량의 제한 범위에는 0％가 포함되지만, 공업적으로 안정되게 0％로 하는 것이 어렵다. 여기서, 기재하는 ％는, 질량％이다.

P : 0.1％ 이하

P(인)는, 불가피하게 혼입되는 불순물이다. P 함유량이 0.1％ 초과에서는, 입계에서의 P 편석량이 증대하고, 구멍 확장률의 평균값 λave, 균열 발생 저항값 Jc, 샤르피 흡수 에너지 E의 열화를 초래한다. 이로 인해, P 함유량을 0.1％ 이하로 제한한다. P 함유량은 적을수록 바람직하므로, 상기 제한 범위에 0％가 포함된다. 그러나, P 함유량을 0％로 하는 것은, 기술적으로 용이하지 않고, 또한, 안정적으로 0.0001％ 미만으로 하는 데도, 제강 비용이 높아진다. 따라서, P 함유량의 제한 범위는, 0.0001％ 이상 0.1％ 이하인 것이 바람직하다. 더욱 바람직하게는, 0.001％ 이상 0.03％ 이하로 한다.

S : 0.01％ 이하

S(유황)는, 불가피하게 혼입되는 불순물이다. S 함유량이 0.01％ 초과에서는, 강편 가열시에 강 중에서 MnS를 다량으로 생성하고, 이것이 열간 압연에 의해 연신된다. 그로 인해, 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M이나 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값의 증대를 초래하고, 목적으로 하는 구멍 확장률의 평균값 λave, 표준 편차 σ, 균열 발생 저항값 Jc, 균열 전파 저항값 T.M., 샤르피 흡수 에너지 E, 피로 수명 등의 특성이 얻어지지 않는다. 이로 인해, S 함유량을 0.01％ 이하로 제한한다. S 함유량은 적을수록 바람직하므로, 상기 제한 범위에 0％가 포함된다. 그러나, S 함유량을 0％로 하는 것은, 기술적으로 용이하지 않고, 또한, 안정적으로 0.0001％ 미만으로 하는 데도, 제강 비용이 높아진다. 따라서, S 함유량의 제한 범위는, 0.0001％ 이상 0.01％ 이하인 것이 바람직하다. 또한, 2차 정련시에 탈황재를 사용한 탈황을 행하지 않는 경우, S 함유량을 0.003％ 미만으로 하는 것이 곤란하다. 이 경우의 S의 함유량은 0.003％ 이상 0.01％ 이하로 하는 것이 바람직하다.

N : 0.02％ 이하

N(질소)은, 불가피하게 혼입되는 불순물이다. N 함유량이 0.02％ 초과에서는, Ti 및 Nb와 석출물을 형성하여, TiC의 석출량을 감소시킨다. 그 결과, 강판의 인장 강도 TS가 저하된다. 이로 인해, N 함유량을 0.02％ 이하로 제한한다. N 함유량은 적을수록 바람직하므로, 상기 제한 범위에 0％가 포함된다. 그러나, N 함유량을 0％로 하는 것은, 기술적으로 용이하지 않고, 또한, 안정적으로 0.0001％ 미만으로 하는 데도, 제강 비용이 높아진다. 따라서, N 함유량의 제한 범위는, 0.0001％ 이상 0.02％ 이하인 것이 바람직하다. 또한, 인장 강도 TS의 저하를 보다 유효에 억제하기 위해서는, N의 함유량을 0.005％ 이하로 하는 것이 바람직하다.

본 실시 형태에 관한 열연 강판은, 상기한 기본 성분 및 불순물 원소 외에, 선택 성분으로서, Nb, B, Cu, Cr, Mo, Ni, V 중 적어도 하나를 더 함유해도 좋다. 이하에, 선택 성분의 수치 한정 범위와 그 한정 이유를 설명한다. 여기서, 기재하는 ％는, 질량％이다.

Nb : 0.001％ 내지 0.1％

Nb(니오브)는, 미립화를 통해서 강의 인장 강도 TS의 향상에 기여하는 원소이다. 이 효과를 얻기 위해, Nb 함유량을 0.001％ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 그러나, Nb 함유량이 0.1％ 초과이면, 열간 압연시에 동적 재결정이 발생하는 온도 범위가 좁아질 우려가 있다. 그로 인해, {211}면의 X선 랜덤 강도비를 증대시키는 미 재결정 상태의 압연 집합 조직이 열간 압연 후에 많이 잔존해 버린다. 또한, 집합 조직에 대해서는, 상세하게 후술한다. 집합 조직으로서, {211}면의 X선 랜덤 강도비가 과도하게 증대하면, 구멍 확장률의 평균값 λave, 균열 발생 저항값 Jc, 샤르피 흡수 에너지 E의 열화를 초래해 버린다. 이로 인해, Nb 함유량은 0.001％ 이상 0.1％ 이하로 하는 것이 바람직하다. 더욱 바람직하게는, 0.002％ 이상 0.07％ 이하로 한다. 가장 바람직하게는, 0.002％ 이상 0.02％ 미만으로 한다. 또한, Nb 함유량이, 0％ 내지 0.1％이면, 열연 강판의 각 특성값에 악영향을 미치는 일은 없다.

B : 0.0001％ 내지 0.0040％

B(붕소)는, 미립화를 통해서 강의 인장 강도 TS의 향상에 기여하는 원소이다. 이 효과를 얻기 위해, B 함유량을 0.0001％ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 그러나, B 함유량이 0.0040％ 초과이면, 열간 압연시에 동적 재결정이 발생하는 온도 범위가 좁아질 우려가 있다. 그로 인해, {211}면의 X선 랜덤 강도비를 증대시키는 미 재결정 상태의 압연 집합 조직이 열간 압연 후에 많이 잔존해 버린다. 집합 조직으로서, {211}면의 X선 랜덤 강도비가 과도하게 증대하면, 구멍 확장률의 평균값 λave, 균열 발생 저항값 Jc, 샤르피 흡수 에너지 E의 열화를 초래해 버린다. 이로 인해, B 함유량은 0.0001％ 이상 0.0040％ 이하로 하는 것이 바람직하다. 더욱 바람직하게는, 0.0001％ 이상 0.0020％ 이하로 한다. 가장 바람직하게는, 0.0005％ 이상 0.0015％ 이하로 한다. 또한, B 함유량이, 0％ 내지 0.0040％이면, 열연 강판의 각 특성값에 악영향을 미치는 일은 없다.

Cu : 0.001％ 내지 1.0％

Cu는, 석출 강화 혹은 고용 강화에 의해 열연 강판의 인장 강도 TS를 향상시키는 효과가 있는 원소이다. 그러나, Cu 함유량이 0.001％ 미만이면, 이 효과가 얻어지지 않는다. 한편, Cu 함유량이 1.0％ 초과이면, 강도가 과도하게 높아져 구멍 확장률의 평균값 λave의 저하를 초래할 우려가 있다. 이로 인해, Cu 함유량은 0.001％ 이상 1.0％ 이하로 하는 것이 바람직하다. 더욱 바람직하게는, 0.2％ 이상 0.5％ 이하로 한다. 또한, Cu 함유량이, 0％ 내지 1.0％이면, 열연 강판의 각 특성값에 악영향을 미치는 일은 없다.

Cr : 0.001％ 내지 1.0％

Cr은, 마찬가지로, 석출 강화 혹은 고용 강화에 의해 열연 강판의 인장 강도 TS를 향상시키는 효과가 있는 원소이다. 그러나, Cr 함유량이 0.001％ 미만이면, 이 효과가 얻어지지 않는다. 한편, Cr 함유량이 1.0％ 초과이면, 강도가 과도하게 높아져 구멍 확장률의 평균값 λave의 저하를 초래할 우려가 있다. 이로 인해, Cr 함유량은 0.001％ 이상 1.0％ 이하로 하는 것이 바람직하다. 더욱 바람직하게는, 0.2％ 이상 0.5％ 이하로 한다. 또한, Cr 함유량이, 0％ 내지 1.0％이면, 열연 강판의 각 특성값에 악영향을 미치는 일은 없다.

Mo : 0.001％ 내지 1.0％

Mo는, 마찬가지로, 석출 강화 혹은 고용 강화에 의해 열연 강판의 인장 강도 TS를 향상시키는 효과가 있는 원소이다. 그러나,Mo 함유량이 0.001％ 미만이면, 이 효과가 얻어지지 않는다. 한편, Mo 함유량이 1.0％ 초과이면, 강도가 과도하게 높아져 구멍 확장률의 평균값 λave의 저하를 초래할 우려가 있다. 이로 인해, Mo 함유량은 0.001％ 이상 1.0％ 이하로 하는 것이 바람직하다. 더욱 바람직하게는, 0.001％ 이상 0.03％ 이하로 한다. 더욱 바람직하게는, 0.02％ 이상 0.2％ 이하로 한다. 또한, Mo 함유량이, 0％ 내지 1.0％이면, 열연 강판의 각 특성값에 악영향을 미치는 일은 없다.

Ni : 0.001％ 내지 1.0％

Ni는, 마찬가지로, 석출 강화 혹은 고용 강화에 의해 열연 강판의 인장 강도 TS를 향상시키는 효과가 있는 원소이다. 그러나, Ni 함유량이 0.001％ 미만이면, 이 효과가 얻어지지 않는다. 한편, Ni 함유량이 1.0％ 초과이면, 강도가 과도하게 높아져 구멍 확장률의 평균값 λave의 저하를 초래할 우려가 있다. 이로 인해, Ni 함유량은 0.001％ 이상 1.0％ 이하로 하는 것이 바람직하다. 더욱 바람직하게는, 0.05％ 이상 0.2％ 이하로 한다. 또한, Ni 함유량이, 0％ 내지 1.0％이면, 열연 강판의 각 특성값에 악영향을 미치는 일은 없다.

V : 0.001％ 내지 0.2％

V는, 마찬가지로, 석출 강화 혹은 고용 강화에 의해 열연 강판의 인장 강도 TS를 향상시키는 효과가 있는 원소이다. 그러나, V 함유량이 0.001％ 미만이면, 이 효과가 얻어지지 않는다. 한편, V 함유량이 0.2％ 초과이면, 강도가 과도하게 높아져 구멍 확장률의 평균값 λave의 저하를 초래할 우려가 있다. 이로 인해, V 함유량은 0.001％ 이상 0.2％ 이하로 하는 것이 바람직하다. 더욱 바람직하게는, 0.005％ 이상 0.2％ 이하로 한다. 더욱 바람직하게는, 0.01％ 이상 0.2％ 이하로 한다. 가장 바람직하게는, 0.01％ 이상 0.15％ 이하로 한다. 또한, V 함유량이, 0％ 내지 0.2％이면, 열연 강판의 각 특성값에 악영향을 미치는 일은 없다.

또한, 본 실시 형태에 관한 열연 강판은 필요에 따라서, Zr, Sn, Co, W, Mg를, 합계 0％ 이상 1％ 이하 함유하고 있어도 상관없다.

다음에, 본 실시 형태에 관한 열연 강판의 금속 조직과 집합 조직에 대해서 설명한다.

본 실시 형태에 관한 열연 강판의 금속 조직은, 주상으로서 페라이트와, 제2상으로서 마르텐사이트 및 잔류 오스테나이트 중 적어도 하나와, 복수의 개재물을 포함한다. 이와 같은 혼합 조직으로 함으로써, 높은 인장 강도 TS와 신장(n값)의 양립을 도모하는 것이 가능해진다. 이 이유는, 비교적 연질한 주상인 페라이트에 의해 연성이 확보되고, 경질한 제2상에 의해 인장 강도 TS가 얻어지기 때문이라고 생각된다. 또한, 상기 혼합 조직으로 함으로써 양호한 피로 특성이 얻어진다. 이 이유는, 비교적 경질한 제2상인 마르텐사이트 및 잔류 오스테나이트에 의해 피로 균열의 성장이 늦어지기 때문이라고 추정된다. 상기 효과를 얻기 위해, 본 실시 형태에 관한 열연 강판의 금속 조직은, 상기 주상의 면적 분율이, 90％ 이상 99％ 이하로 하고, 또한, 상기 제2상인 마르텐사이트와 잔류 오스테나이트의 면적 분율이, 합계로, 1％ 이상 10％ 이하로 한다. 상기 주상의 면적 분율이 90％ 미만이면, 금속 조직이 목적으로 하는 혼합 조직이 되지 않으므로, 상기 효과를 얻을 수 없다. 한편, 상기 주상의 면적 분율을 99％ 초과로 하는 것은, 기술적으로 곤란하다. 또한, 제2상의 면적 분율이, 합계로, 10％ 초과이면, 연성 파괴를 촉진시키고, 구멍 확장값의 평균값 λave, 균열 발생 저항값 Jc, 샤르피 흡수 에너지 E를 열화시킨다. 한편, 제2상의 면적 분율이, 합계로, 1％ 미만이면, 금속 조직이 목적으로 하는 혼합 조직이 되지 않으므로, 상기 효과를 얻을 수 없다. 바람직하게는, 상기 주상의 면적 분율이, 95％ 이상 99％ 이하로 하고, 또한, 상기 제2상인 마르텐사이트와 잔류 오스테나이트의 면적 분율이, 합계로, 1％ 이상 5％ 이하로 한다.

또한, 상기 금속 조직에는, 주상인 페라이트, 상기 제2상인 마르텐사이트 또는 잔류 오스테나이트, 그리고, 복수의 개재물 외에, 베이나이트, 펄라이트, 또는 시멘타이트 등이 약간 포함된다. 상기 금속 조직에서, 베이나이트 및 펄라이트의 면적 분율을, 합계로, 0％ 이상 5.0％ 미만으로 하는 것이 바람직하다. 이 결과, 금속 조직이 목적으로 하는 상기 혼합 조직이 되어, 상기 효과가 얻어지므로 바람직하다.

주상인 상기 페라이트는, 그 평균 결정립경을 2㎛ 이상 10㎛ 이하로 한다. 이것은, 주상인 페라이트의 평균 결정립경이 10㎛ 이하인 경우에, 목적으로 하는 파면 천이 온도 vTrs가 얻어지기 때문이다. 또한, 주상인 페라이트의 평균 결정립경을 2㎛ 미만으로 하기 위해서는, 엄격한 제조 조건을 선택할 필요가 있어, 제조 설비에의 부하가 크다. 이로 인해, 주상인 페라이트의 평균 결정립경을 2㎛ 이상 10㎛ 이하로 한다. 바람직하게는, 2㎛ 이상 7㎛ 이하로 한다. 더욱 바람직하게는, 2㎛ 이상 6㎛ 이하로 한다.

제2상인 상기 마르텐사이트 및 상기 잔류 오스테나이트는, 평균 결정립경이 0.5㎛ 이상 8.0㎛ 이하인 것이 바람직하다. 제2상의 평균 결정립경이 8.0㎛ 초과이면, 제2상 근방에서 발생하는 응력 집중이 커져, 구멍 확장률의 평균값 λave 등의 특성을 저하시킬 우려가 있다. 또한, 제2상의 평균 결정립경을 0.5㎛ 미만으로 하기 위해서는, 엄격한 제조 조건을 선택할 필요가 있어, 제조 설비에의 부하가 크다. 이로 인해, 제2상의 평균 결정립경을 0.5㎛ 이상 8.0㎛ 이하로 한다.

금속 조직에 포함되는 상기 개재물은, 강판의 판 폭 방향이 법선이 되는 L 단면을 0.0025㎟의 시야에서 30회 관찰하였을 때, 각 시야에서의 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값을 평균한 값을, 1.0 이상 8.0 이하로 한다. 이것은, 이 긴 직경/짧은 직경비의 상기 평균값이 8.0 초과인 경우, 강판 변형시에 개재물의 근방에서의 응력 집중이 증대하고, 목적으로 하는 구멍 확장률의 평균값 λave, 표준 편차 σ, 균열 발생 저항값 Jc, 샤르피 흡수 에너지 E가 얻어지지 않게 되기 때문이다. 한편, 긴 직경/짧은 직경비의 상기 평균값의 하한값은, 특별히 한정되는 것이 아니지만, 기술적으로 1.0 미만으로 하는 것은 곤란하다. 이로 인해, 긴 직경/짧은 직경비의 상기 평균값은, 1.0 이상 8.0 이하로 한다. 또한, 이 긴 직경/짧은 직경비의 상기 평균값은, 1.0 이상 3.0 이하인 것이 바람직하다. 긴 직경/짧은 직경비의 상기 평균값이 1.0 이상 3.0 이하가 될 때, 구멍 확장률의 평균값 λave, 구멍 확장률의 표준 편차 σ, 균열 발생 저항값 Jc, 샤르피 흡수 에너지 E에 대해서, 더 우수한 효과가 얻어진다.

또한, 금속 조직에 포함되는 상기 개재물은, 개재물간의 압연 방향의 간격(F)이 50㎛ 이하이고 각각의 긴 직경이 3㎛ 이상인 개재물의 집합체를 개재물군(G)으로 하고, 상기 간격(F)이 50㎛ 초과인 개재물을 독립 개재물(H)로 하였을 때, 압연 방향 길이(GL)가 30㎛ 이상인 개재물군(G)과, 압연 방향 길이(HL)가 30㎛ 이상인 독립 개재물(H)의, 압연 방향의 길이의 총합 M이, 강판의 판 폭 방향이 법선이 되는 L 단면의 1㎟당, 0㎜ 이상 0.25㎜ 이하로 한다. 개재물이 상기 조건을 만족할 때, 구멍 확장률의 평균값 λave, 구멍 확장률의 표준 편차 σ, 균열 발생 저항값 Jc, 균열 전반 저항값 T.M., 샤르피 흡수 에너지 E, 피로 특성에 대해서 우수한 효과가 얻어지기 때문이다. 또한, 이 총합 M은, 0이어도 좋다. 바람직하게는, 상기 총합 M이, 강판의 판 폭 방향이 법선이 되는 L 단면의 1㎟당, 0㎜ 이상 0.15㎜ 이하로 한다.

또한, 금속 조직에 포함되는 상기 개재물 중, 긴 직경이 3㎛ 이상인 개재물의 합계 개수에 대하여, 긴 직경이 3㎛ 이상인 MnS 석출물 및 CaS 석출물의 개수가, 합계로, 0％ 이상 70％ 미만인 것이 바람직하다. 상기 개재물 중에 포함되는 MnS 석출물 및 CaS 석출물의 개수가, 합계로, 0％ 이상 70％ 미만이면, 상기 총합 M 및 긴 직경/짧은 직경비의 상기 평균값을 바람직하게 제어할 수 있다. 또한, 긴 직경이 3㎛ 미만인 개재물은, 구멍 확장률의 평균값 λave 등의 특성에 미치는 영향이 작으므로, 고려에 포함하지 않는다.

또한, 여기서 말하는 상기 개재물은, 주로, 강 중의 MnS, CaS 등의 황화물, CaO-Al₂O₃계 화합물(칼슘 알루미네이트) 등의 산화물 및 CaF₂ 등의 탈황재의 잔존물 등을 말한다.

본 실시 형태에 관한 열연 강판의 집합 조직은, {211}면의 X선 랜덤 강도비({211}면 강도)가 1.0 이상 2.4 이하로 한다. {211}면 강도가 2.4 초과이면, 강판의 이방성이 커진다. 그리고, 구멍 확장 가공시에, 판 폭 방향으로 인장 변형을 받는 압연 방향 단부면에 있어서 판 두께 감소가 커져, 단부면에 높은 응력이 발생하여 균열이 발생 및 전반되기 쉬워진다. 그 결과, 구멍 확장률의 평균값 λave를 열화시킨다. 또한, {211}면 강도가 2.4 초과이면, 균열 발생 저항값 Jc, 샤르피 흡수 에너지 E도 열화시킨다. 한편, {211}면 강도를 1.0 미만으로 하는 것은, 기술적으로 곤란하다. 이로 인해, {211}면 강도를 1.0 이상 2.4 이하로 한다. 바람직하게는, 1.0 이상 2.0 이하로 한다. 또한, {211}면의 X선 랜덤 강도비와, {211}면 강도와, {211}면의 극밀도는, 동의이다. 또한, {211}면의 X선 랜덤 강도비는, X선 회절법에 의해 측정하는 것을 기본으로 하지만, EBSD법 또는 ECP법에 의해 측정해도 측정 결과에 차가 발생하지 않으므로, EBSD법이나 ECP법에 의해 측정해도 좋다.

또한, 상기한 화학 성분, 금속 조직, 집합 조직의 측정 방법이나, X선 랜덤 강도비, 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M, 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값 등의 정의는 상술한 바와 같다.

본 실시 형태에 관한 열연 강판은, 상기한 화학 성분, 금속 조직 및 집합 조직을 만족함으로써, 인장 강도 TS가 590㎫ 이상 980㎫ 이하가 된다. 또한, 본 실시 형태에 관한 열연 강판은, 상기한 화학 성분, 금속 조직 및 집합 조직을 만족함으로써, 구멍 확장률의 평균값 λave가 60％ 이상, 구멍 확장률의 표준 편차 σ가 15％ 이하, 평면 굽힘 피로 수명이 40만회 이상, 균열 발생 저항값 Jc가 0.5MJ/㎡ 이상, 균열 전반 저항값 T.M.이 600MJ/㎥ 이상, 파면 천이 온도 vTrs가 -13℃ 이하, 샤르피 흡수 에너지 E가 16J 이상을 만족한다.

본 실시 형태에 관한 열연 강판은, 상술한 바와 같이, 강판의 사용 목적에 따라서, Ti 함유량을 제어함으로써, 인장 강도 TS를 제어하는 것이 바람직하다. 예를 들어, Ti 함유량을 0.001 이상 0.08％ 미만으로 하면, 강판의 인장 강도 TS는 590㎫ 이상 780㎫ 미만이 되지만, 상기 특성 중, 구멍 확장률의 평균값 λave가 90％ 이상, 균열 발생 저항값 Jc가 0.9MJ/㎡ 이상, 샤르피 흡수 에너지 E가 35J 이상으로 하는 것이 가능하다. 예를 들어, Ti 함유량을 0.08 이상 0.3％ 이하로 하면, 강판의 인장 강도 TS를 780㎫ 이상 980㎫ 이하로 하는 것이 가능하고, 상기 특성 중, 평면 굽힘 피로 수명을 50만회 이상으로 하는 것이 가능하다. 이와 같이, 강판의 사용 목적에 따라서, Ti 함유량을 제어할 때에는, 상기 총합 M 및 긴 직경/짧은 직경비의 상기 평균값을 원하는 수치 범위로 하기 위해, 상술한 바와 같이, 필요에 따라서, REM 및 Ca의 함유량을 제어하면 좋다.

다음에, 본 실시 형태에 관한 열연 강판의 제조 방법에 대해서 설명한다.

본 실시 형태에 관한 열연 강판의 제조 방법은, 상기 화학 성분으로 이루어지는 강편을 1200℃ 이상 1400℃ 이하로 가열하는 가열 공정과, 가열 공정 후에 이 강편에 대하여, 1150℃ 초과 1400℃ 이하의 온도 영역에서, 누적 압하율이 10％ 이상 70％ 이하가 되는 조압연을 행하는 1차 조압연 공정과, 1차 조압연 공정 후에, 1070℃ 초과 1150℃ 이하의 온도 영역에서, 누적 압하율이 10％ 이상 25％ 이하가 되는 조압연을 행하는 2차 조압연 공정과, 2차 조압연 공정 후에, 개시 온도가 1000℃ 이상 1070℃ 이하, 종료 온도가 Ar3+60℃ 이상 Ar3+200℃ 이하가 되는 마무리 압연을 행하여 열연 강판을 얻는 마무리 압연 공정과, 마무리 압연 공정 후에 이 열연 강판에 대하여, 상기 종료 온도로부터, 냉각 속도가 20℃/초 이상 150℃/초 이하인 냉각을 행하는 1차 냉각 공정과, 1차 냉각 공정 후에, 650℃ 이상 750℃ 이하의 온도 영역에서, 냉각 속도가 1℃/초 이상 15℃/초 이하 및 냉각 시간이 1초 이상 10초 이하인 냉각을 행하는 2차 냉각 공정과, 2차 냉각 공정 후에, 0℃ 이상 200℃ 이하의 온도 영역까지, 냉각 속도가 20℃/초 이상 150℃/초 이하인 냉각을 행하는 3차 냉각 공정과, 3차 냉각 공정 후에, 상기 열연 강판을 권취하는 권취 공정을 구비한다. 여기서, Ar3이란, 냉각시에 페라이트 변태가 시작되는 온도이다.

우선, 가열 공정에서는, 연속 주조 등에 의해 얻어진 상기 화학 성분으로 이루어지는 강편을 가열로로 가열한다. 이 때의 가열 온도는, 목적으로 하는 인장 강도 TS를 얻기 위해, 1200℃ 이상 1400℃ 이하로 가열한다. 1200℃ 미만이면, Ti나 Nb를 포함하는 석출물이 강편 중에 충분히 용해되지 않고 조대화되고, Ti나 Nb의 석출물에 의한 석출 강화능이 얻어지지 않을 가능성이 있다. 그로 인해, 목적으로 하는 인장 강도 TS가 얻어지지 않게 될 우려가 있다. 덧붙여, 1200℃ 미만이면, 강편 중의 MnS가 충분히 용해되지 않고, S를 Ti, REM, Ca의 황화물로서 석출시킬 수 없을 가능성이 있다. 그로 인해, 목적으로 하는 구멍 확장값의 평균값 λave, 균열 발생 저항값 Jc, 샤르피 흡수 에너지 E가 얻어지지 않게 될 우려가 있다. 한편, 1400℃ 초과로 가열해도, 상기 효과가 포화되고, 또한, 가열 비용이 증대한다.

계속해서, 1차 조압연 공정에서는, 가열로로부터 취출한 강편에 대하여, 조압연을 행한다. 1차 조압연에서는, 1150℃ 초과 1400℃ 이하의 고온의 온도 영역에서, 누적 압하율이 10％ 이상 70％ 이하가 되도록 조압연을 행한다. 이것은, 이 온도 영역에서의 누적 압하율이 70％ 초과이면, 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M과 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값이 모두 커질 가능성이 있기 때문이다. 그로 인해, 구멍 확장률의 평균값 λave, 표준 편차 σ, 균열 발생 저항값 Jc, 균열 전반 저항값 T.M., 샤르피 흡수 에너지 E, 피로 수명 등의 특성이 열화된다. 한편, 1차 조압연 공정에서의 누적 압하율의 하한값은, 특별히 한정되지 않지만, 다음 공정에서의 생산 효율 등을 고려해서 10％ 이상으로 한다. 또한, 1차 조압연 공정에서의 누적 압하율은 10％ 이상 65％ 이하로 하는 것이 바람직하다. 이에 의해, 강편의 조성이 0.3≤(REM/140)/(Ca/40)을 만족하는 조건 하에서, 긴 직경/짧은 직경비의 상기 평균값을 1.0 이상 3.0 이하로 하는 것이 가능해진다. 또한, 1150℃ 초과 1400℃ 이하의 온도 범위로 함으로써, 상기 효과를 얻을 수 있다.

계속해서, 2차 조압연 공정에서는, 1070℃ 초과 1150℃ 이하의 저온의 온도 영역에서, 누적 압하율이 10％ 이상 25％ 이하가 되도록 조압연을 행한다. 누적 압하율이 10％ 미만인 경우, 금속 조직의 평균 결정립경이 커져, 목적으로 하는 2㎛ 이상 10㎛ 이하인 페라이트의 평균 결정립경이 얻어지지 않게 될 가능성이 있다. 그 결과, 목적으로 하는 파면 천이 온도 vTrs가 얻어지지 않게 된다. 한편, 누적 압하율이 25％ 초과인 경우, 집합 조직으로서 {211}면 강도가 커질 가능성이 있다. 그 결과, 목적으로 하는 구멍 확장률의 평균값 λave, 균열 발생 저항값 Jc, 샤르피 흡수 에너지 E 등의 특성이 얻어지지 않게 된다. 또한, 1070℃ 초과 1150℃ 이하의 온도 범위로 함으로써, 상기 효과를 얻을 수 있다.

여기서, 1차 조압연 공정과, 2차 조압연 공정에 관한, 기초적 연구 결과에 대해서 설명한다. 하기의 표 1에 나타내는 바와 같은 강 성분 a로 이루어지는 시험 제공 강에 대해서, 1차 조압연과 2차 조압연의 누적 압하율을 다양하게 변화시켜 강판을 제조하고, 그 강판의 특성을 조사하였다. 또한, 1차 조압연 및 2차 조압연의 누적 압하율 이외에는, 본 실시 형태에 관한 열연 강판의 제조 조건을 만족하고 있다.

도 9a는, 1차 조압연 공정에서의 누적 압하율과 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M의 관계를 나타내는 그래프이다. 도 9b는, 1차 조압연 공정에서의 누적 압하율과 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값의 관계를 나타내는 그래프이다. 도 9c는, 2차 조압연 공정에서의 누적 압하율과 {211}면 강도의 관계를 나타내는 그래프이다. 도 9d는, 2차 조압연 공정에서의 누적 압하율과 페라이트의 평균 결정립경의 관계를 나타내는 그래프이다. 또한, 여기서 말하는 누적 압하율이란, 가열 공정 후의 강편의 두께를 기준으로 한, 1차 조압연 공정 및 2차 조압연 공정에서의 강편이 압하되는 비율을 의미하고 있다. 즉, 1차 조압연 공정에서의 조압연의 누적 압하율은, {(1150℃ 초과 1400℃ 이하의 온도 영역에서의 최초의 압하 전의 강편의 두께-1150℃ 초과 1400℃ 이하의 온도 영역에서의 최종의 압하 후의 강편의 두께)/가열 공정 후의 강편의 두께×100％}로 정의된다. 2차 조압연 공정에서의 조압연의 누적 압하율은, {(1070℃ 초과 1150℃ 이하의 온도 영역에서의 최초의 압하 전의 강편의 두께-1070℃ 초과 1150℃ 이하의 온도 영역에서의 최종의 압하 후의 강편의 두께)/가열 공정 후의 강편의 두께×100％}로 정의된다.

도 9a로부터, 1150℃ 초과 1400℃ 이하의 온도 영역에서의 누적 압하율이 70％ 초과인 경우, 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M이 커져, 목적으로 하는 범위인 0㎜/㎟ 이상 0.25㎜/㎟ 이하의 총합 M이 얻어지지 않는 것을 알 수 있다. 또한, 도 9b로부터, 1150℃ 초과 1400℃ 이하의 온도 영역에서의 누적 압하율이 70％ 초과인 경우, 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값이 커져, 목적으로 하는 범위인 1.0 이상 8.0 이하의 긴 직경/짧은 직경비의 상기 평균값이 얻어지지 않는 것을 알 수 있다. 이들은, 1150℃ 초과 1400℃ 이하와 같은 고온의 온도 영역에서 행하는 조압연의 누적 압하율이 커질수록, 개재물이 압연에 의해 연신하기 쉽기 때문이라고 생각된다. 또한, 도 9b로부터, 누적 압하율이 65％ 이하인 경우, 1.0 이상 3.0 이하의 긴 직경/짧은 직경비의 상기 평균값이 얻어지는 것을 알 수 있다.

도 9c로부터, 1070℃ 초과 1150℃ 이하의 온도 영역에서의 누적 압하율이 25％ 초과인 경우, {211}면 강도가 커져, 목적으로 하는 1.0 이상 2.4 이하의 {211}면 강도가 얻어지지 않는 것을 알 수 있다. 이것은, 1070℃ 초과 1150℃ 이하와 같은 비교적 저온의 온도 영역에서 행하는 조압연의 누적 압하율이 지나치게 크면, 조압연 후에 재결정이 균일하게 진행하지 않게 되고, {211}면 강도를 증대시키는 원인이 되는 미 재결정 조직이 마무리 압연 후에도 잔존하여, {211}면 강도를 높일 수 있다고 생각된다.

도 9d로부터, 1070℃ 초과 1150℃ 이하의 온도 영역에서의 누적 압하율이 10％ 미만인 경우, 페라이트의 평균 결정립경이 커져, 목적으로 하는 2㎛ 이상 10㎛ 이하의 평균 결정립경이 얻어지지 않는 것을 알 수 있다. 이것은, 1070℃ 초과 1150℃ 이하와 같은 저온의 온도 영역에서 행하는 조압연의 누적 압하율이 작아질수록, 재결정 후의 오스테나이트 입경이 커지고, 강판의 페라이트의 평균 결정립경도 커졌기 때문이라고 생각된다.

2차 조압연 공정 후에, 마무리 압연 공정으로서, 강편에 대하여 마무리 압연을 행하여, 열연 강판을 얻는다. 이 마무리 압연 공정에서는, 그 개시 온도가 1000℃ 이상 1070℃ 이하가 되도록 한다. 이것은, 마무리 압연의 개시 온도를 1000℃ 이상 1070℃ 이하로 하면, 마무리 압연 중의 동적 재결정이 촉진되기 때문이다. 그 결과, 미 재결정 상태인 압연 집합 조직이 저감되어, 목적으로 하는 1.0 이상 2.4 이하의 {211}면 강도를 얻을 수 있다.

또한, 이 마무리 압연 공정에서는, 그 종료 온도가 Ar3+60℃ 이상 Ar3+200℃ 이하가 되도록 한다. 이 종료 온도를 Ar3+60℃ 이상으로 한 것은, {211}면 강도를 증대시키는 원인이 되는 미 재결정 상태의 압연 집합 조직이 잔존하는 것을 피해, 목적으로 하는 1.0 이상 2.4 이하의 {211}면 강도를 얻기 위해서이다. 바람직하게는, Ar3+100℃ 이상으로 한다. 또한, 이 종료 온도를 Ar3+200℃ 이하로 한 것은, 결정립의 과도한 조대화를 방지하여, 목적으로 하는 페라이트의 평균 결정립경을 얻기 위해서이다.

또한, Ar3은, 하기의 수학식 10으로부터 구해진다. 하기의 수학식 10에서는, 화학 성분 중의 각 원소의 질량％로 나타낸 함유량을 사용해서 계산한다.

계속해서, 마무리 압연 공정에 의해 얻어진 열연 강판을 런아웃 테이블 등에서 냉각한다. 이 열연 강판의 냉각은, 다음에 설명하는 바와 같은 1차 냉각 공정 내지 3차 냉각 공정으로 한다. 1차 냉각 공정에서는, 마무리 압연의 상기 종료 온도인 열연 강판을, 냉각 속도가 20℃/초 이상 150℃/초 이하로 하여, 650℃ 이상 750℃ 이하의 온도까지 냉각을 행한다. 계속해서, 2차 냉각 공정에서는, 650℃ 이상 750℃ 이하의 온도 영역 내에서, 냉각 속도를 1℃/초 이상 15℃/초 이하로 변경하고, 냉각 시간이 1초 이상 10초 이하가 되는 냉각을 행한다. 계속해서, 3차 냉각 공정에서는, 다시, 냉각 속도를 20℃/초 이상 150℃/초 이하로 복귀시켜, 0℃ 이상 200℃ 이하의 온도 영역까지 냉각을 행한다. 이와 같이, 2차 냉각 공정에서, 1차 냉각 공정 및 3차 냉각 공정보다도 느린 냉각 속도로 열연 강판의 냉각을 행함으로써, 페라이트 변태를 촉진시키는 것이 가능해진다. 그 결과, 목적으로 하는 혼합 조직을 갖는 열연 강판을 얻는 것이 가능해진다.

1차 냉각 공정에서의 냉각 속도가 20℃/초 미만이면, 페라이트 입경이 커져 파면 천이 온도 vTrs가 열화될 가능성이 있다. 또한, 1차 냉각 공정에서의 냉각 속도를 150℃/초 초과로 하는 것은, 설비상의 제약이 크게 곤란하다. 이로 인해, 1차 냉각 공정에서의 냉각 속도는 20℃/초 이상 150℃/초 이하로 한다.

2차 냉각 공정에서의 냉각 속도는 페라이트 변태를 촉진시키고, 제2상인 마르텐사이트 및 잔류 오스테나이트를 목적으로 하는 면적 분율 이하로 하기 위해, 15℃/초 이하로 한다. 또한, 2차 냉각 공정에서의 냉각 속도를 1℃/초 미만으로 해도, 상기 효과가 포화된다. 이로 인해, 2차 냉각 공정에서의 냉각 속도는 1℃/초 이상 15℃/초 이하로 한다.

또한, 2차 냉각 공정을 행하는 온도 영역은, 페라이트 변태를 촉진시켜 마르텐사이트 및 잔류 오스테나이트를 목적으로 하는 면적 분율 이하로 하기 위해, 페라이트 변태가 촉진되는 750℃ 이하로 한다. 또한, 2차 냉각 공정을 행하는 온도 영역이 650℃ 미만이면, 펄라이트 또는 베이나이트의 생성이 촉진되어, 마르텐사이트 및 잔류 오스테나이트의 분율이 과소하게 될 가능성이 있다. 이로 인해, 2차 냉각 공정을 행하는 온도 영역은 650℃ 이상 750℃ 이하로 한다.

또한, 2차 냉각 공정에서의 냉각 시간이 10초 이상이면, 인장 강도 TS나 피로 수명의 열화의 원인이 되는 펄라이트의 생성이 촉진되어, 마르텐사이트 및 잔류 오스테나이트의 분율이 과소하게 될 가능성이 있기 때문이다. 또한, 2차 냉각 공정에서의 냉각 시간은 페라이트 변태를 촉진시키는 관점으로부터, 1초 이상으로 한다. 이로 인해, 2차 냉각 공정에서의 냉각 시간은 1초 이상 10초 이하로 한다.

3차 냉각 공정에서의 냉각 속도가 20℃/초 미만이면, 펄라이트, 베이나이트의 생성이 촉진되어, 마르텐사이트 및 잔류 오스테나이트의 분율이 과소하게 될 가능성이 있다. 또한, 3차 냉각 공정에서의 냉각 속도를 150℃/초 초과로 하는 것은, 설비상의 제약이 크게 곤란하다. 이로 인해, 3차 냉각 공정에서의 냉각 속도는 20℃/초 이상 150℃/초 이하로 한다.

또한, 3차 냉각 공정에서의 냉각 종료 온도가 200℃ 초과이면, 다음 공정인 권취 공정시에, 베이나이트의 생성이 촉진되어, 마르텐사이트 및 잔류 오스테나이트의 분율이 과소하게 될 가능성이 있기 때문이다. 3차 냉각 공정에서의 냉각 종료 온도를 0℃ 미만으로 하는 것은, 설비상의 제약이 크게 곤란하다. 이로 인해, 3차 냉각 공정에서의 냉각 종료 온도를 0℃ 이상 200℃ 이하로 한다.

또한, 20℃/초 이상의 냉각 속도는, 예를 들어, 수냉, 미스트에 의한 냉각 등에 의해 실현된다. 또한, 15℃/초 이하의 냉각 속도는, 예를 들어, 공냉에 의한 냉각 등에 의해 실현된다.

계속해서, 권취 공정으로서, 상기 열연 강판을 권취한다.

이상이, 본 실시 형태에 관한 열간 압연 공정의 제조 조건이다. 단, 필요에 따라서, 가동 전위의 도입에 의한 연성의 향상이나 강판의 형상의 교정을 도모하는 것을 목적으로 하여, 스킨 패스 압연을 행해도 좋다. 또한, 필요에 따라서, 열연 강판의 표면에 부착되어 있는 스케일의 제거를 목적으로 하여, 산세를 행해도 좋다. 또한, 필요에 따라서, 얻어진 열연 강판에 대하여, 인라인 혹은 오프라인으로 스킨 패스 압연, 또는, 냉간 압연을 해도 좋다.

또한, 필요에 따라서, 용융 도금법에 의해 도금 처리를 행하여, 강판의 내식성을 향상시켜도 좋다. 또한, 용융 도금에 추가하여 합금화 처리를 행해도 좋다.

<제1 실시예>

실시예에 의해 본 발명의 일 형태의 효과를 더욱 구체적으로 상세하게 설명하지만, 실시예에서의 조건은, 본 발명의 실시 가능성 및 효과를 확인하기 위해 채용한 일 조건예이고, 본 발명은, 이 일 조건예에 한정되지 않는다. 본 발명은, 본 발명의 요지를 일탈하지 않고, 본 발명의 목적을 달성하는 한, 다양한 조건을 채용할 수 있다.

우선, 표 2 내지 4에 나타내는 바와 같은 강 성분 A 내지 MMMM의 용강을 얻는 것으로 하였다. 각 용강은, 전로에서의 용제, 2차 정련을 행함으로써 용제하였다. 2차 정련은 RH(Ruhrstahl-Hausen) 진공 탈가스 장치에서 행하고, 적절하게 CaO-CaF₂-MgO계의 탈황재를 첨가하고, 탈황을 행하였다. 일부의 강 성분은, 연신한 개재물이 되는 탈황재의 잔존을 억제하기 위해, 탈황을 행하지 않고, 전로에서의 1차 정련 후의 S 함유량인 상태로 제품을 제조하였다. 각 용강으로부터는 연속 주조를 거쳐서 강편을 얻고, 그 후에, 표 5 내지 7에 나타내는 바와 같은 제조 조건에서 열간 압연을 행한 후에 얻어진 강판을 권취하는 것으로 하였다. 얻어진 열연 강판은, 그 판 두께가 2.9㎜가 되도록 하였다.

얻어진 열연 강판의 금속 조직, 집합 조직, 개재물의 특성값에 대해서 표 8 내지 10에 나타낸다. 얻어진 열연 강판의 기계적 성질에 대해서 표 11 내지 13에 나타낸다. 금속 조직, 집합 조직, 개재물의 측정 방법이나 기계적 성질의 측정 방법은, 상술한 바와 같다. 인장 특성으로서, 인장 강도 TS가 590㎫ 이상, n값이 0.13 이상이고, 성형성으로서, 구멍 확장률의 평균값 λave가 60％ 이상, 구멍 확장률의 표준 편차 σ가 15％ 이하이고, 파괴 특성으로서, 균열 발생 저항값 Jc가 0.5MJ/㎡ 이상, 균열 전반 저항값 T.M.이 600MJ/㎥ 이상, 파면 천이 온도 vTrs가 -13℃ 이하, 샤르피 흡수 에너지 E가 16J 이상이고, 피로 특성으로서, 평면 굽힘 피로 수명이 40만회 이상인 경우를 합격으로 하였다. 또한, 표 중의 밑줄이 그어진 데이터는, 본 발명의 범위 외를 의미한다. 또한 표 중, 화학 성분 중의 각 원소의 질량％로 나타낸 함유량으로서, (Ti/48)/(S/32)+{(Ca/40)/(S/32)+(REM/140)/(S/32)}×15의 값을 「※1」로 하여 나타내고, (REM/140)/(Ca/40)의 값을 「※2」로 하여 나타낸다.

표 2 내지 13에, 상기 제조 결과 및 평가 결과를 나타낸다. 실시예는, 모두가, 본 발명의 범위를 만족하고, 인장 특성과 성형성과 파괴 특성과 피로 특성이 우수한 열연 강판으로 되어 있다. 한편, 비교예는, 본 발명이 범위로부터 벗어난 열연 강판이다.

제11 비교예는, C 함유량이 적기 때문에, 주상의 평균 결정립경이 조대화된 예이다. 그로 인해, 강판의 파괴 특성이 열화되어 있다.

제12 비교예는, C 함유량이 적기 때문에, 주상의 평균 결정립경이 조대화되고, 제2상의 면적 분율이 저하된 예이다. 그로 인해, 강판의 인장 특성과 파괴 특성이 열화되어 있다.

제26 비교예는, S 함유량이 과다하기 때문에, 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M의 값이 상승한 예이다. 그로 인해, 강판의 성형성과 파괴 특성과 피로 특성이 열화되어 있다.

제27 비교예는, ※1의 값이 작기 때문에, 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M과 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값이 상승한 예이다. 그로 인해, 강판의 성형성과 파괴 특성이 열화되어 있다.

제28 비교예는, Mn 함유량이 과다하기 때문에, 제2상의 면적 분율이 상승한 예이다. 그로 인해, 강판의 성형성과 파괴 특성이 열화되어 있다.

제30 비교예는, 1차 조압연 공정에서의 압하율이 높기 때문에, 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M과 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값이 상승한 예이다. 그로 인해, 강판의 성형성과 파괴 특성과 피로 특성이 열화되어 있다.

제32 비교예는, 2차 조압연 공정에서의 압하율이 높기 때문에, {211}면 강도가 높아진 예이다. 그로 인해, 강판의 성형성과 파괴 특성이 열화되어 있다.

제35 비교예는, 2차 조압연 공정에서의 압하율이 작기 때문에, 주상의 평균 결정립경이 조대화된 예이다. 그로 인해, 강판의 파괴 특성이 열화되어 있다.

제36 비교예는, 마무리 압연 공정에서의 개시 온도가 낮기 때문에, {211}면 강도가 높아진 예이다. 그로 인해, 강판의 성형성과 파괴 특성이 열화되어 있다.

제37 비교예는, 마무리 압연 공정에서의 종료 온도가 낮기 때문에, {211}면 강도가 높아진 예이다. 그로 인해, 강판의 성형성과 파괴 특성이 열화되어 있다.

제38 비교예는, 마무리 압연 공정에서의 종료 온도가 높기 때문에, 주상의 평균 결정립경이 조대화된 예이다. 그로 인해, 강판의 파괴 특성이 열화되어 있다.

제39 비교예는, 1차 냉각 공정에서의 냉각 속도가 느리기 때문에, 주상의 평균 결정립경이 조대화된 예이다. 그로 인해, 강판의 파괴 특성이 열화되어 있다.

제40 비교예는, 3차 냉각 공정에서의 냉각 종료 온도가 높기 때문에, 제2상의 면적 분율이 저하된 예이다. 그로 인해, 강판의 인장 특성과 피로 특성이 열화되어 있다.

제41 비교예는, 3차 냉각 공정에서의 냉각 속도가 느리기 때문에, 제2상의 면적 분율이 저하된 예이다. 그로 인해, 강판의 인장 특성과 피로 특성이 열화되어 있다.

제51 비교예는, C 함유량이 적기 때문에, 주상의 평균 입경이 조대화되고, 제2상의 면적 분율이 저하된 예이다. 그로 인해, 강판의 인장 특성과 파괴 특성과 피로 특성이 저하되어 있다.

제67 비교예는, ※1의 값이 작기 때문에, 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M의 값이 상승한 예이다. 그로 인해, 강판의 성형성과 파괴 특성과 피로 특성이 열화되어 있다.

제68 비교예는, ※1의 값이 작기 때문에, 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M과 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값이 상승한 예이다. 그로 인해, 강판의 성형성과 파괴 특성과 피로 특성이 열화되어 있다.

제69 비교예는, Mn 함유량이 과다하기 때문에, 제2상의 면적 분율이 상승한 예이다. 그로 인해, 강판의 성형성과 파괴 특성이 열화되어 있다.

제70 비교예는, 가열 공정에서의 가열 온도가 낮기 때문에, 인장 강도가 부족한 예이다.

제71 비교예는, 1차 조압연 공정에서의 압하율이 높기 때문에, 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M과 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값이 상승한 예이다. 그로 인해, 강판의 성형성과 파괴 특성과 피로 특성이 열화되어 있다.

제73 비교예는, 2차 조압연 공정에서의 압하율이 높기 때문에, {211}면 강도가 높아진 예이다. 그로 인해, 강판의 성형성과 파괴 특성이 열화되어 있다.

제76 비교예는, 2차 조압연 공정에서의 압하율이 작기 때문에, 주상의 평균 결정립경이 조대화된 예이다. 그로 인해, 강판의 파괴 특성이 열화되어 있다.

제77 비교예는, 마무리 압연 공정에서의 개시 온도가 낮기 때문에, {211}면 강도가 높아진 예이다. 그로 인해, 강판의 성형성과 파괴 특성이 열화되어 있다.

제78 비교예는, 마무리 압연 공정에서의 종료 온도가 낮기 때문에, {211}면 강도가 높아진 예이다. 그로 인해, 강판의 성형성과 파괴 특성이 열화되어 있다.

제79 비교예는, 마무리 압연 공정에서의 종료 온도가 높기 때문에, 주상의 평균 결정립경이 조대화된 예이다. 그로 인해, 강판의 파괴 특성이 열화되어 있다.

제80 비교예는, 3차 냉각 공정에서의 냉각 속도가 느리기 때문에, 주상의 평균 결정립경이 조대화되고, 제2상의 면적 분율이 저하된 예이다. 그로 인해, 강판의 인장 특성과 파괴 특성과 피로 특성이 열화되어 있다.

제81 비교예는, 3차 냉각 공정에서의 냉각 종료 온도가 높기 때문에, 제2상의 면적 분율이 저하된 예이다. 그로 인해, 강판의 인장 특성과 피로 특성이 열화되어 있다.

제84 비교예는, Ti, REM, Ca의 모두가 함유되지 않기 때문에, 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M과 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값이 상승한 예이다. 그로 인해, 강판의 성형성과 파괴 특성과 피로 특성이 열화되어 있다.

제85 비교예는, 2차 냉각 공정에서의 냉각 속도가 빠르기 때문에, 제2상의 면적 분율이 상승한 예이다. 그로 인해, 강판의 성형성과 파괴 특성이 열화되어 있다.

제86 비교예는, ※1의 값이 작기 때문에, 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M의 값이 상승한 예이다. 그로 인해, 강판의 성형성과 파괴 특성과 피로 특성이 열화되어 있다.

제91 비교예는, 2차 냉각 공정에서의 냉각 온도가 높기 때문에, 제2상의 면적 분율이 상승한 예이다. 그로 인해, 강판의 성형성과 파괴 특성이 열화되어 있다.

제92 비교예는, 2차 냉각 공정에서의 냉각 시간이 길기 때문에, 주상의 면적 분율이 저하되어, 펄라이트의 면적 분율이 높아진 예이다. 그로 인해, 강판의 인장 특성과 피로 특성이 열화되어 있다.

제93 비교예는, 2차 냉각 공정에서의 냉각 시간이 짧기 때문에, 제2상의 면적 분율이 높아진 예이다. 그로 인해, 강판의 성형성과 파괴 특성이 열화되어 있다.

제94 비교예는, C 함유량이 과다하기 때문에, 강판의 성형성과 파괴 특성이 열화된 예이다.

제95 비교예는, Mn 함유량이 적기 때문에, 강판의 인장 특성이 열화된 예이다.

제96 및 제97 비교예는, Si+Al 함유량이 과다하기 때문에, 강판의 성형성이 열화된 예이다.

제98 및 제99 비교예는, Si+Al 함유량이 적기 때문에, 강판의 인장 특성과 피로 특성이 열화된 예이다.

제100 비교예는, P 함유량이 과다하기 때문에, 강판의 성형성과 파괴 특성이 열화된 예이다.

제101 비교예는, N 함유량이 과다하기 때문에, 강판의 인장 특성이 열화된 예이다.

제102 비교예는, Ti 함유량이 과다하기 때문에, 강판의 성형성과 파괴 특성이 열화된 예이다.

제103 비교예는, REM 함유량이 과다하기 때문에, 강판의 성형성과 파괴 특성이 열화된 예이다.

제104 비교예는, Ca 함유량이 과다하기 때문에, 개재물의 압연 방향 길이의 총합 M과 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값의 평균값이 상승한 예이다. 그로 인해, 강판의 성형성과 파괴 특성과 피로 특성이 열화되어 있다.

제105 비교예는, Ti 함유량이 적기 때문에, 강판의 성형성과 파괴 특성과 피로 특성이 열화된 예이다.

제106 비교예는, REM 함유량이 적기 때문에, 강판의 성형성과 파괴 특성과 피로 특성이 열화된 예이다.

제107 비교예는, Ca 함유량이 적기 때문에, 강판의 성형성과 파괴 특성과 피로 특성이 열화된 예이다.

제108 비교예는, Nb 함유량이 과다하기 때문에, {211}면 강도가 높아진 예이다. 그로 인해, 강판의 성형성과 파괴 특성이 열화되어 있다.

제109 비교예는, B 함유량이 과다하기 때문에, {211}면 강도가 높아진 예이다. 그로 인해, 강판의 성형성과 파괴 특성이 열화되어 있다.

제110 비교예는, Cu 함유량이 과다하기 때문에, 강판의 성형성이 열화된 예이다.

제111 비교예는, Cr 함유량이 과다하기 때문에, 강판의 성형성이 열화된 예이다.

제112 비교예는, Mo 함유량이 과다하기 때문에, 강판의 성형성이 열화된 예이다.

제113 비교예는, Ni 함유량이 과다하기 때문에, 강판의 성형성이 열화된 예이다.

제114 비교예는, V 함유량이 과다하기 때문에, 강판의 성형성이 열화된 예이다.

본 발명의 상기 형태에 따르면, 인장 특성과 성형성의 밸런스가 우수하고, 또한, 파괴 특성과 피로 특성에도 우수한 강판을 얻는 것이 가능해지므로, 산업상의 이용 가능성이 높다.

41a 내지 41l : 각각이 긴 직경 3㎛ 이상인 개재물
F : 개재물간의 압연 방향의 간격
G : 개재물군
GL : 개재물군의 압연 방향의 길이
H : 독립 개재물
HL : 개재물군의 압연 방향의 길이

Claims

화학 성분이, 질량％로,
C : 0.03％ 내지 0.1％,
Mn : 0.5％ 내지 3.0％
를 함유하고,
Si 및 Al 중 적어도 하나가,
0.5％≤Si+Al≤4.0％
의 조건을 만족하도록 함유하고,
P : 0.1％ 이하,
S : 0.01％ 이하,
N : 0.02％ 이하
로 제한하고,
Ti : 0.001％ 내지 0.3％,
Rare Earth Metal : 0.0001％ 내지 0.02％,
Ca : 0.0001％ 내지 0.01％
로부터 선택된 적어도 하나를 함유하고,
잔량부가 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지고,
상기 화학 성분 중의 각 원소의 질량％로 나타낸 함유량이, 하기의 식 1을 만족하고,
금속 조직이, 주상으로서 페라이트와, 제2상으로서 마르텐사이트 및 잔류 오스테나이트 중 적어도 하나와, 복수의 개재물을 포함하고,
상기 주상인 상기 페라이트의 평균 결정립경이 2㎛ 이상 10㎛ 이하이고,
상기 주상인 상기 페라이트의 면적 분율이, 90％ 이상 99％ 이하이고,
상기 제2상인 상기 마르텐사이트와 상기 잔류 오스테나이트의 면적 분율이, 합계로, 1％ 이상 10％ 이하이고,
강판의 판 폭 방향이 법선이 되는 단면을 0.0025㎟의 시야에서 30회 관찰하였을 때, 상기 각 시야에서의 상기 개재물의 긴 직경/짧은 직경비의 최대값을 평균한 값이, 1.0 이상 8.0 이하이고,
상기 개재물간의 압연 방향의 간격이 50㎛ 이하이고 각각의 긴 직경이 3㎛ 이상인 상기 개재물의 집합체를 개재물군으로 하고, 상기 간격이 50㎛ 초과인 상기 개재물을 독립 개재물로 하였을 때, 압연 방향의 길이가 30㎛ 이상인 상기 개재물군과, 압연 방향의 길이가 30㎛ 이상인 상기 독립 개재물의, 압연 방향의 길이의 총합이, 상기 단면의 1㎟당, 0㎜ 이상 0.25㎜ 이하이고,
집합 조직이, 압연면과 평행한 {211}면의 X선 랜덤 강도비로 2.0 초과 2.4 이하이고,
인장 강도가 590㎫ 이상 980㎫ 이하인 것을 특징으로 하는, 열연 강판.
[식 1]
제1항에 있어서,
상기 화학 성분이, 질량％로,
Nb : 0.001％ 내지 0.1％,
B : 0.0001％ 내지 0.0040％,
Cu : 0.001％ 내지 1.0％,
Cr : 0.001％ 내지 1.0％,
Mo : 0.001％ 내지 1.0％,
Ni : 0.001％ 내지 1.0％,
V : 0.001％ 내지 0.2％
중 적어도 하나를 더 함유하는 것을 특징으로 하는, 열연 강판.
제1항 또는 제2항에 있어서,
상기 화학 성분이, 질량％로,
Rare Earth Metal : 0.0001％ 내지 0.02％,
Ca : 0.0001％ 내지 0.01％
중 적어도 하나를 함유할 때, 상기 Ti의 함유량을,
Ti : 0.001％ 이상 0.08％ 미만
으로 하는 것을 특징으로 하는, 열연 강판.
제1항 또는 제2항에 있어서,
상기 화학 성분 중의 각 원소의 질량％로 나타낸 함유량이, 하기의 식 2를 만족하고,
상기 각 시야에서의 상기 개재물의 상기 긴 직경/짧은 직경비의 상기 최대값을 평균한 상기 값이, 1.0 이상 3.0 이하인 것을 특징으로 하는, 열연 강판.
[식 2]
제1항 또는 제2항에 있어서,
상기 금속 조직에서, 베이나이트 및 펄라이트의 면적 분율이, 합계로, 0％ 이상 5.0％ 미만인 것을 특징으로 하는, 열연 강판.
제1항 또는 제2항에 있어서,
긴 직경이 3㎛ 이상인 상기 개재물의 합계 개수에 대하여, 긴 직경이 3㎛ 이상인 MnS 석출물 및 CaS 석출물의 개수가, 합계로, 0％ 이상 70％ 미만인 것을 특징으로 하는, 열연 강판.
제1항 또는 제2항에 있어서,
상기 제2상의 평균 결정립경이 0.5㎛ 이상 8.0㎛ 이하인 것을 특징으로 하는, 열연 강판.
제1항 또는 제2항에 기재된 상기 화학 성분으로 이루어지는 강편을 1200℃ 이상 1400℃ 이하로 가열하는 가열 공정과,
상기 가열 공정 후에 상기 강편에 대하여, 1150℃ 초과 1400℃ 이하의 온도 영역에서, 누적 압하율이 10％ 이상 70％ 이하가 되는 조압연을 행하는 1차 조압연 공정과,
상기 1차 조압연 공정 후에, 1070℃ 초과 1150℃ 이하의 온도 영역에서, 누적 압하율이 10％ 이상 25％ 이하가 되는 조압연을 행하는 2차 조압연 공정과,
상기 2차 조압연 공정 후에, 개시 온도가 1000℃ 이상 1070℃ 이하, 종료 온도가 Ar3+60℃ 이상 Ar3+200℃ 이하가 되는 마무리 압연을 행하여 열연 강판을 얻는 마무리 압연 공정과,
상기 마무리 압연 공정 후에 상기 열연 강판에 대하여, 상기 종료 온도로부터, 냉각 속도가 20℃/초 이상 150℃/초 이하인 냉각을 행하는 1차 냉각 공정과,
상기 1차 냉각 공정 후에, 650℃ 이상 750℃ 이하의 온도 영역에서, 냉각 속도가 1℃/초 이상 15℃/초 이하 및 냉각 시간이 1초 이상 10초 이하인 냉각을 행하는 2차 냉각 공정과,
상기 2차 냉각 공정 후에, 0℃ 이상 200℃ 이하의 온도 영역까지, 냉각 속도가 20℃/초 이상 150℃/초 이하인 냉각을 행하는 3차 냉각 공정과,
상기 3차 냉각 공정 후에, 상기 열연 강판을 권취하는 권취 공정을 구비하는 것을 특징으로 하는, 열연 강판의 제조 방법.
제8항에 있어서,
상기 1차 조압연 공정에서, 상기 누적 압하율이 10％ 이상 65％ 이하가 되는 상기 조압연을 행하는 것을 특징으로 하는, 열연 강판의 제조 방법.
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