JP2012112039A - 深絞り性および焼付硬化性に優れる高強度冷延鋼板とその製造方法 - Google Patents
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Abstract
【解決手段】mass%で、C:0.010〜0.06%、Si:0.5%超1.5%以下、Mn:1.0〜3.0%、Nb:0.010〜0.090%、Ti:0.015〜0.15%を含有し、かつ(Nb/93)/(C/12)<0.20および固溶C量が0.005〜0.025%を満たす成分組成の鋼素材を熱間圧延し、冷間圧延した後、700〜800℃の温度を平均昇温速度3℃/s未満として800〜900℃の温度に加熱し、均熱後、上記均熱温度から500℃以下の冷却停止温度まで5℃/s以上で冷却する焼鈍を施し、面積率で70%以上のフェライト相と3%以上のマルテンサイト相を含む組織からなる冷延鋼板を得る。
【選択図】なし
Description
(Nb/93)/(C/12)<0.20 ・・・(1)
0.005≦C*≦0.025 ・・・(2)
ここで、C*=C−(12/93)Nb−(12/48){Ti−(48/14)N−(48/32)S}で、上記各式中の元素記号は各元素の含有量(mass%)を示す。
を満たして含有し、残部がFeおよび不可避的不純物からなる成分組成を有し、面積率で70%以上のフェライト相と3%以上のマルテンサイト相を含む組織からなり、引張強さが440MPa以上、平均r値が1.20以上で、BH量が40MPa以上である深絞り性および焼付硬化性に優れる高強度冷延鋼板である。
0.005≦C*≦0.025 ・・・(3)
ここで、C*=C−(12/93)Nb−(12/181)Ta−(12/48){Ti−(48/14)N−(48/32)S}で、上記各式中の元素記号は各元素の含有量(mass%)を示す。
を満たして含有することを特徴とする。
(Nb/93)/(C/12)<0.20 ・・・(1)
0.005≦C*≦0.025 ・・・(2)
ここで、C*=C−(12/93)Nb−(12/48){Ti−(48/14)N−(48/32)S}で、上記各式中の元素記号は各元素の含有量(mass%)を示す。
を満たして含有し、残部がFeおよび不可避的不純物からなる成分組成を有する鋼素材を熱間圧延し、冷間圧延し、焼鈍して高強度冷延鋼板を製造する方法において、前記焼鈍を、700〜800℃の温度範囲を平均昇温速度3℃/s未満として800〜900℃の焼鈍温度に加熱した後、前記焼鈍温度から500℃以下の冷却停止温度Tcまでを平均冷却速度5℃/s以上で冷却する条件で行うことを特徴とする深絞り性および焼付硬化性に優れる高強度冷延鋼板の製造方法を提案する。
0.005≦C*≦0.025 ・・・(3)
ここで、C*=C−(12/93)Nb−(12/181)Ta−(12/48){Ti−(48/14)N−(48/32)S}で、上記各式中の元素記号は各元素の含有量(mass%)を示す。
を満たして含有することを特徴とする。
さらに、本発明によれば、高価なNbを極力低減し、Tiを積極的に利用することで、引張強さが440MPa以上のみならず、500MPa以上、さらには590MPa以上の高強度鋼板でも、平均r値が1.20以上で、BH量が40MPa以上の、深絞り性と焼付硬化性に優れる高強度鋼板を、安価にかつ安定して製造することが可能となる。
したがって、本発明の高強度冷延鋼板を自動車部品に適用した場合には、これまでプレス成形が困難であった部材の高強度化が可能となるので、自動車車体の衝突安全性や軽量化に大きく寄与することができる。
一般に、深絞り用冷延鋼板を高r値化する、すなわち{111}再結晶集合組織を発達させるには、冷間圧延前および再結晶焼鈍前の固溶C量を極力低減することと、熱延板組織を微細化することが有効であるとされている。そのため、前述した従来技術の複合組織鋼板(DP鋼板)では、マルテンサイトの生成に多量の固溶Cが必要となるため、{111}再結晶集合組織が発達せず、r値が低いという欠点を有していた。
本発明は、上記の新規知見にさらに検討を加えてなされたものである。
C:0.010〜0.06mass%
Cは、鋼を固溶強化し、また、フェライトを主相とし、マルテンサイトを含む第2相を含む複合組織の生成を促進して高強度化を達成するのに必要な重要元素である。C含有量が0.010mass%未満では、十分な量のマルテンサイトを確保することが困難となり、本発明が所望とする440MPa以上の引張強さが得られなくなる。一方、C含有量が0.06mass%を超えると、生成するマルテンサイト量が増加し、所望とする平均r値(1.20以上)が得られなくなる。よって、本発明では、Cは0.010〜0.06mass%の範囲とする。好ましくは、0.020〜0.045mass%の範囲である。
Siは、フェライト変態を促進し、未変態オーステナイト中のC含有量を高めて、フェライトとマルテンサイトからなる複合組織を生成しやすくするほか、固溶強化能にも優れる元素である。そこで、本発明では、440MPa以上の引張強さを確保するため、Siは0.5mass%超え添加する。一方、Si添加量が1.5mass%を超えると、鋼板表面にSi系酸化物が形成され、製品鋼板の化成処理性や塗装密着性、塗装後耐食性を低下するようになる。よって、本発明では、Siは0.5mass%超1.5mass%以下とする。なお、引張強さを500MPa以上とするには、Si含有量は0.8mass%超えが好ましく、さらに引張強さを590MPa以上とするには、Si含有量は1.0mass%以上とするのが好ましい。
Mnは、鋼の焼入性を向上し、マルテンサイトの生成を促進する元素であるため、高強度化を図る上で有効な元素である。Mnの含有量が1.0mass%未満では、所望量のマルテンサイトの生成が困難となり、440MPa以上の引張強さを確保することができなくなるおそれがある。一方、Mn含有量が3.0mass%を超えると、原料コストの上昇を招くとともに、r値および溶接性が低下するようになる。よって、Mnの含有量は1.0〜3.0mass%の範囲とする。なお、Mnは、引張強さを500MPa以上とするには1.2mass%以上、590MPa以上とするには1.5mass%以上添加するのが好ましい。
Pは、固溶強化能が高く、鋼の高強度化に有効な元素である。しかし、Pの含有量が0.005mass%未満では、その効果が十分ではなく、むしろ、製鋼工程での脱燐が必要となり、製造コストの上昇を招く。一方、Pの含有量が0.1mass%を超えると、Pが粒界に偏析し、耐二次加工脆性や溶接性の低下を招く。また、Pが粒界に偏析すると、高BH化に寄与する粒界に偏析するC量が低下するため、所望のBH量を確保できないおそれがある。よって、Pの含有量は、0.005〜0.1mass%の範囲とする。なお、BH量を確実に確保する上では、Pは0.08mass%以下が好ましく、0.05mass%以下とするのがより好ましい。
Sは、熱間脆性を起こす原因となるほか、鋼中に硫化物系介在物として存在して、鋼板の加工性を低下させる有害な元素である。したがって、Sは極力低減するのが好ましく、本発明では、Sは0.01mass%を上限とする。好ましくは0.008mass%以下である。
Alは、脱酸剤として添加される元素であるが、固溶強化能を有するため、高強度化に有効に作用する。しかし、sol.AlとしてのAl含有量が0.005mass%未満では、上記効果が得られない。一方、sol.AlとしてのAl含有量が0.5mass%を超えると、原料コストの上昇を招くとともに、鋼板の表面欠陥を誘発する原因ともなる。よって、sol.AlとしてのAlの含有量は0.005〜0.5mass%の範囲とする。好ましくは0.005〜0.1mass%である。
Nは、含有量が0.01mass%を超えると、鋼中に過剰な窒化物が生成することに起因して、延性や靭性の低下のほか、鋼板の表面性状の悪化も招く。よって、Nは0.01mass%以下とする。
Nbは、熱延板組織を微細化するとともに、熱延板中にNbCとして析出して鋼中に存在する固溶Cの一部を固定する作用を有し、これらの作用によって高r値化に寄与する、本発明においては極めて重要な元素である。また、Nb添加による熱延板組織の微細化は、冷延、焼鈍後の鋼板組織を微細化し、粒界面積を増大させるので、粒界へのC偏析量を増大し、BH量を高める効果もある。このような効果を得るためには、Nbを0.010mass%以上添加する必要がある。一方、0.090mass%を超える過剰な添加は、原料コストの上昇を招くだけでなく、熱間圧延や冷間圧延における圧延負荷を高めるため、安定した製造を困難にする。また、後述するように、本発明においては、焼鈍後の冷却過程でマルテンサイトを生成させるために所定量の固溶Cを必要とするが、Nbの過剰な添加は、鋼中のCのすべてをNbCとして固定してしまうため、マルテンサイトの生成を阻害することになる。よって、Nbの添加量は0.010〜0.090mass%の範囲とする。好ましくは0.010〜0.075mass%、さらに好ましくは0.010〜0.05mass%の範囲である。
Tiは、Nbと同様、Cを固定し、TiCとして熱延板中に析出することによって、高r値化に寄与する、本発明における重要元素である。また、Tiは、Nbに比べて効果は小さいものの、熱延板組織を微細化する作用も有するため、冷延、焼鈍後の鋼板組織の微細化と粒界面積の増大を介して粒界へのC偏析量を増大させるので、BH量を高める効果も有する。このような効果を発現させるには、Tiを0.015mass%以上添加する必要がある。一方、0.15mass%を超える過剰な添加は、原料コストの上昇を招くとともに、冷間圧延時の変形抵抗を高くするため、安定した製造を困難にする。また、過剰なTiの添加は、Nbと同様に、固溶Cを低減し、焼鈍後の冷却過程におけるマルテンサイトの生成を阻害する。よって、Tiの添加量は0.015〜0.15mass%の範囲とする。
(Nb/93)/(C/12)<0.20 ・・・(1)
0.005≦C*≦0.025 ・・・(2)
ここで、C*=C−(12/93)Nb−(12/48){Ti−(48/14)N−(48/32)S}であり、上記式中の元素記号は各元素の含有量(mass%)を示す。ただし、Ti−(48/14)N−(48/32)S≦0の場合は、Ti−(48/14)N−(48/32)S=0とする。
Mo,CrおよびVのうちから選ばれる1種または2種以上:合計で0.5mass%以下
Mo,CrおよびVは、高価な元素であるが、Mnと同様、焼入性を向上させる元素であり、マルテンサイトを安定して生成させるのに有効な元素である。このような効果は、上記成分の合計添加量が0.1mass%以上で顕著に発現するので、0.1mass%以上添加するのが好ましい。一方、Mo,CrおよびVの合計添加量が0.5mass%を超えると、上記効果が飽和するだけでなく、原料コストの上昇を招く。よって、これらの元素を添加する場合は、合計で0.5mass%以下とするのが好ましい。
Cuは、熱間圧延時に割れを引き起こして、表面疵の発生原因となる有害元素である。しかし、本発明の冷延鋼板では、Cuによる鋼板特性への悪影響は小さいので、0.3mass%以下の含有量であれば許容できる。これにより、スクラップ等を使用し、リサイクル原料の活用が可能となるので原料コストの低減を図ることができる。
Niは、Cuと同様、鋼板特性に及ぼす影響は小さいが、Cu添加による表面疵の発生を防止する効果がある。上記効果は、Cu含有量の1/2以上添加することで発現させることができる。しかし、Niの添加量が過剰になると、スケールの不均一生成に起因した別の表面欠陥の発生を助長するので、Ni添加量の上限は0.3mass%とするのが好ましい。
Sn:0.2mass%以下、Sb:0.2mass%以下
SnやSbは、鋼板表面の窒化や酸化あるいは酸化により生じる鋼板表面数十μm領域の脱炭を抑制するために添加することができる。このような窒化や酸化、脱炭が抑制されることで、鋼板表面におけるマルテンサイト生成量の減少が抑制され、疲労特性や表面品質が改善される。上記効果を得るためには、Snおよび/またはSbは、それぞれ0.005mass%以上添加するのが好ましい。しかし、0.2mass%を超える添加は、靭性の劣化を招くおそれがあるので、添加する場合には、それぞれ0.2mass%を上限とするのが好ましい。
Taは、NbやTiと同様、熱延板中にTaCとして析出し、Cを固定する作用を有するので、高r値化に寄与する元素である。この効果を得るためには、0.005mass%以上添加することが好ましい。しかし、0.1mass%を超える添加は、原料コストの増加のみならず、NbやTiと同様、焼鈍後の冷却過程におけるマルテンサイトの形成を阻害したり、熱延板中に析出したTaCが、冷間圧延時の変形抵抗を高め、製造性を悪化させたりする。よって、Taを添加する場合には、0.005〜0.1mass%の範囲とするのが好ましい。
0.005≦C*≦0.025 ・・・(3)
ここで、C*=C−(12/93)Nb−(12/181)Ta−(12/48){Ti−(48/14)N−(48/32)S}で、上記各式中の元素記号は各元素の含有量(mass%)を示す。
を満たして含有することが好ましい。
上記(3)式中のC*が、0.005未満では、所定のマルテンサイト量を確保することができず、440MPa以上の引張強さを得ることが難しくなる。一方、C*が0.025を超えると、高r値化に有効なフェライト相の{111}再結晶集合組織の形成を阻害するため、良好な深絞り性が得られなくなるばかりでなく、マルテンサイト相の増加に伴って、所望のBH量を確保できなくなるおそれがある。なお、BH量:50MPa以上とするには、C*は0.020以下とすることが好ましく、また、BH量:60MPa以上とするには、C*は0.015以下とすることが好ましい。
本発明の高強度冷延鋼板は、鋼板強度とプレス成形性(特に深絞り性)、焼付硬化性を共に満たすため、鋼板組織全体に対して、面積率で70%以上のフェライト相と、面積率で3%以上のマルテンサイト相を含む鋼板組織を有するものであることが必要である。なお、本発明の高強度冷延鋼板は、フェライト相とマルテンサイト相以外の残部組織として、パーライト、ベイナイト、残留オーステナイトおよび炭化物等を含む場合があるが、これらは合計面積率で5%以下であれば許容できる。
フェライト相は、鋼板のプレス成形性、特に深絞り性を確保するのに必要な軟質相であり、本発明においては、フェライト相の{111}再結晶集合組織を発達させることによって、高r値化を図っている。フェライト相の面積率が70%未満では、平均r値1.20以上を達成することが難しく、良好な深絞り性を得ることができない。また、焼付硬化性は、フェライト中の固溶C量と相関があり、フェライト相の面積率が70%未満では、BH量40MPa以上を達成することが難しくなる。よって、フェライト相は、面積率で70%以上とする。なお、平均r値およびBH量をより高めるためには、フェライト相の面積率は80%以上が好ましい。一方、フェライト相の面積率が97%を超えると、鋼板強度が低下し、引張強さ440MPa以上を確保することが難しくなる。なお、本発明における「フェライト」には、ポリゴナルフェライトのほか、オーステナイトから変態した転位密度の高いベイニティックフェライトも含まれる。
マルテンサイト相は、本発明の冷延鋼板の強度を確保するのに必要な硬質相である。マルテンサイト相の面積率が3%未満では、鋼板強度が低下し、引張強さ440MPa以上を確保することが難しくなるので、マルテンサイト相の面積率は3%以上とする。なお、引張強さを500MPa以上あるいは590MPa以上とするには、マルテンサイト相は、面積率で5%以上とするのが好ましい。一方、マルテンサイト相の面積率が30%を超えると、r値およびBH性を向上させるフェライト相の面積率が低下し、良好な深絞り性や焼付硬化性を確保することが難しくなる。よって、マルテンサイト相の面積率は30%以下とし、20%以下とするのが好ましい。
本発明の高強度冷延鋼板は、上述した化学成分組成に調整した鋼を転炉等で溶製し、連続鋳造等で鋼素材(鋼スラブ)とする製鋼工程、上記鋼スラブを粗圧延と仕上圧延とからなる熱間圧延により熱延板とする熱間圧延工程、上記熱延板を冷間圧延して冷延板とする冷間圧延工程、上記冷延板を焼鈍して所定の強度と深絞り性、焼付硬化性を得る焼鈍工程を順次経ることにより製造される。
本発明の製造方法においては、鋼の溶製方法は、例えば、転炉や電気炉等で得た溶鋼を真空脱ガス処理等の二次精錬して所定の成分組成とする公知の溶製プロセスを採用することができ、特に制限はない。また、溶鋼をスラブとする方法は、偏析等の問題から連続鋳造法を用いるのが好ましいが、造塊−分塊圧延法や薄スラブ連鋳法などの方法で鋼スラブとしてもよい。
<スラブ再加熱>
上記のようにして得た鋼スラブは、その後、再加熱し、熱間圧延するのが好ましい。上記鋼スラブの再加熱温度は、TiC等の析出物を粗大化させることにより、{111}再結晶集合組織を発達させて、深絞り性を改善する観点からは低い方が好ましい。しかし、加熱温度が1000℃未満では、熱間圧延における圧延負荷が増大し、圧延トラブルを発生するおそれがあるので、スラブ加熱温度は1000℃以上とするのが好ましい。なお、加熱温度の上限は、酸化によるスケールロスの増大を抑制する観点から、1300℃程度とするのが好ましい。なお、鋼スラブを熱間圧延するに当たっては、スラブを加熱炉に装入して所定の温度に再加熱してから圧延するのが一般的であるが、連続鋳造後のスラブが所定の温度以上である場合には、スラブを再加熱することなくそのまま圧延(直送圧延)したり、高温状態のまま加熱炉に装入して再加熱の一部を省略する方法(温片装入)を採用したりしてもよい。
上記条件で再加熱した鋼スラブは、粗圧延してシートバーとする。ここで、粗圧延の条件は、常法に従って行えばよく、特に規定しない。なお、スラブ加熱温度を低くした場合には、所定の熱延温度を確保する、あるいは、圧延トラブルを防止する観点から、シートバーヒーターを活用してシートバーの昇温を図ってもよいことは言うまでもない。
上記粗圧延後のシートバーは、その後、仕上圧延して熱延板とするが、本発明においては、上記仕上圧延の最終パスおよび最終パスの前パスの圧下率を適正範囲に制御することが好ましい。すなわち、仕上圧延の最終パスの圧下率は、10%以上として旧オーステナイト粒内に剪断帯を多数導入し、フェライト変態の核生成サイトを増大して熱延板組織の微細化を図るのが好ましい。この熱延板組織の微細化は、冷延後の焼鈍時における{111}再結晶集合組織の優先核生成サイトを増大させるので、r値の向上に有効であるだけでなく、焼鈍後の鋼板組織を微細化し、粒界面積を増大して粒界偏析C量を増大させるので、焼付硬化性を高めるにも有効である。一方、最終パス圧下率が10%未満では、フェライト粒が粗大化するため、上記の高r値化や高BH化の効果が得られないおそれがある。よって、最終パスの圧下率は10%以上とするのが好ましいが、13%以上であればより好ましい。
なお、上記最終パスおよび最終パスの前パスの2パスの圧下率の上限は、圧延負荷の観点から、それぞれ40%未満とするのが好ましい。
最終パスの圧延温度が800℃未満では、未再結晶オーステナイトからフェライトへの変態が多くなり、冷延焼鈍後の鋼板組織が熱延板組織の影響を受けて圧延方向に伸長した不均一な組織となり、加工性が低下するようになる。
また、最終パスの前パスの圧延温度が980℃を超えると、回復によって歪の累積効果が不十分となるため、熱延板組織が微細化し難くなり、高r値化、高BH化の効果が得られなくなるおそれがあるからである。
上記熱間圧延を終了した熱延板は、結晶粒微細化によるr値向上、BH性向上を図る観点から、仕上圧延終了後、3秒以内に冷却を開始し、平均冷却速度40℃/s以上で720℃まで冷却し、500〜700℃の温度でコイルに巻き取ることが好ましい。
冷却を開始するまでの時間が3秒を超えたり、平均冷却速度が40℃/s未満、あるいは、冷却停止温度が720℃より高い場合は、熱延板組織が粗大となり、r値やBH性の向上効果が得られない場合がある。
また、巻取温度が700℃を超えると、熱延板組織が粗大化し、強度の低下が懸念されるとともに、冷延焼鈍後の高r値化や高BH化を阻害するおそれがある。一方、巻取温度が500℃未満では、NbCやTiCの析出が困難となり、固溶Cが増加するため、やはり高r値化に不利となる。
上記熱間圧延した鋼板は、その後、常法に従って、酸洗し、冷間圧延して冷延板とする。このときの冷間圧延における圧下率は、50〜90%の範囲とするのが好ましいが、高r値化を図るためには、冷延圧下率は高めに設定するのがより好ましい。圧下率が50%未満では、フェライト相の{111}再結晶集合組織が十分に発達せず、優れた深絞り性が得られないおそれがある。一方、圧下率が90%を超えると、冷間圧延における負荷が増大し、通板トラブルが発生するおそれがあるからである。
上記冷間圧延した鋼板は、その後、焼鈍して、所望とする強度と深絞り性、焼付硬化性を付与する。そのためには、上記焼鈍を、以下に説明するように、700〜800℃の温度範囲の平均昇温速度を3℃/s未満として800〜900℃の焼鈍温度まで加熱し、均熱した後、上記焼鈍温度(均熱温度)から500℃以下の冷却停止温度Tcまで、平均冷却速度5℃/s以上で冷却することが必要である。上記条件を満たす焼鈍方法としては、連続焼鈍が好ましく適合する。
本発明では、熱延板の段階で、TiCやNbCを鋼中に析出させているため、冷間圧延後の鋼板の再結晶温度は、比較的高温となっている。このため、冷延板を加熱するに際しては、再結晶を促進させて、高r値化に有効な{111}再結晶集合組織を発達させる観点から、700〜800℃の温度範囲を平均昇温速度3℃/s未満の低速で加熱する必要がある。平均昇温速度が3℃/s以上では、{111}再結晶集合組織の発達が不十分となり、高r値化が困難となるおそれがある。なお、生産性を高める観点から、平均昇温速度は0.5℃/s以上とするのが好ましい。
本発明の鋼板の焼鈍後の鋼板組織を、所望の面積率のフェライト相とマルテンサイト相を含む複合組織とするためには、焼鈍温度(均熱温度)は、フェライト相とオーステナイト相の2相域温度とする必要がある。このため、本発明では、焼鈍温度を800〜900℃の温度範囲とする。焼鈍温度が800℃未満では、焼鈍後の冷却後に所望のマルテンサイト量が得られない上、焼鈍中に再結晶が十分に完了しないため、フェライト相の{111}再結晶集合組織が発達せず、平均r値1.20以上を確保できないおそれがある。一方、焼鈍温度が900℃を超えると、フェライト中の固溶C量が減少し、40MPa以上のBH量を確保することができないおそれがある。また、焼鈍温度が900℃を超えると、その後の冷却条件によっては、第2相(マルテンサイト相、ベイナイト相、パーライト相)が必要以上に増加して所望の面積率のフェライト相が得られず、良好なr値が得られなくなるおそれがある。また、生産性の低下やエネルギーコストの増加を招くという問題もある。よって、焼鈍温度は800〜900℃の範囲とするが、好ましくは820〜880℃の範囲である。
上記焼鈍で再結晶が完了した鋼板は、その後、焼鈍温度(均熱温度)から平均冷却速度5℃/s以上で500℃以下の冷却停止温度Tcまで冷却することが必要である。平均冷却速度が5℃/s未満では、鋼板組織全体に対する面積率で3%以上のマルテンサイト相を確保することが難しくなり、所望の強度(引張強さ440MPa以上)が得られないおそれがある。また、冷却停止温度が500℃を超える場合には、やはり、面積率で3%以上のマルテンサイト相を確保できないおそれがある。なお、平均冷却速度は、好ましくは8℃/s以上、より好ましくは10℃/s以上であり、また、冷却停止温度Tcは、好ましくは400〜450℃の範囲である。なお、平均冷却速度が100℃/sを超えると、水冷等の特別な設備が必要となり、製造コストの増加を招いたり、鋼板形状の悪化を招いたりするおそれがあるため、平均冷却速度の上限は、100℃/s程度とするのが好ましい。
上記のようにして得た各冷延鋼板からサンプル材を採取し、下記の方法で組織観察、引張試験を行い、鋼板組織の特定、フェライト相およびマルテンサイト相の面積率、引張強さ、伸び、平均r値および焼付硬化量(BH量)を測定した。
<組織観察>
上記サンプル材から組織観察用試験片を採取し、L断面(圧延方向に平行な垂直断面)を機械的に研磨し、ナイタールで腐食した後、走査型電子顕微鏡(SEM)を用いて倍率2000倍で撮影した組織写真(SEM写真)から鋼板組織の特定とフェライト相およびマルテンサイト相の面積率を測定した。なお、上記組織写真からの鋼板組織の特定は、フェライトはやや黒いコントラストの領域、パーライトは炭化物がラメラー状に生成している領域、ベイナイトは炭化物が点列状に生成している領域とし、マルテンサイトおよび残留オーステナイト(残留γ)は白いコントラストのついている粒子とした。さらに、上記試験片に、250℃×4hrの焼戻し処理を施した後、同様にして組織写真を得、炭化物がラメラー状に生成している領域を、熱処理前にパーライト、炭化物が点列状に生成している領域を熱処理前にベイナイトもしくはマルテンサイトであった領域として再度その面積率を求め、白いコントラストのまま残存している微粒子を残留γとして測定し、焼戻し処理前の白いコントラストのついている粒子(マルテンサイトおよび残留オーステナイト)の面積率との差から、マルテンサイト相の面積率を求めた。なお、それぞれの相の面積率は、透明のOHPシートに各相ごとに層別して色付けし、画像に取り込み後、2値化を行い、画像解析ソフト(マイクロソフト社製 Digital Image−Pro Plus ver.4.0)にて面積率を求めた。
<引張試験、焼付硬化量(BH量)の測定>
上記サンプル材から圧延方向に対して90°方向(C方向)を引張方向とするJIS5号引張試験片(JIS Z2201)を採取し、JIS Z2241の規定に準拠して引張試験を行い、引張強さTS、全伸びElを測定した。
また、焼付硬化量(BH量)は、2%の引張予歪を付与後、170℃×20分の塗装焼付条件相当の熱処理を施した後、再度、引張試験を行い、熱処理後の上降伏点から予歪付与時の公称応力を差し引いた値を求め、これをBH量とした。
<平均r値の測定>
上記サンプル材から圧延方向に対して0°方向(L方向)、45°方向(D方向)および90°方向(C方向)を引張方向とするJIS5号引張試験片を採取し、それらの試験片に10%の単軸引張歪を付与したときの各試験片の幅方向真歪と厚さ方向真歪を測定し、これらの測定値から、JIS Z2254の規定に準拠して平均r値(平均塑性歪比)を算出した。
No.3〜13および16〜22の鋼板は、鋼成分組成および製造条件が本発明に適合した発明例であり、引張強さTSが440MPa以上、平均r値が1.20以上で、BH量が40MPa以上の特性を有しており、強度と深絞り性、焼付硬化性をともに満たす冷延鋼板となっている。中でも、固溶C量(C*)が0.020mass%以下であるNo.8,12,13および22の鋼板は、いずれもBH量が50MPa以上であり、さらに、C*が0.015%以下であるNo.3〜7および16〜20の鋼板は、BH量が60MPa以上と、極めて高い焼付硬化量を有している。
これに対して、比較例のNo.1の鋼板は、C,Si含有量およびC*が、また、比較例のNo.2の鋼板は、Mn含有量が本発明の範囲を外れているため、所望のマルテンサイト量が得られず、引張強さが440MPaを下回っている。また、比較例のNo.14,15の鋼板は、C*が本発明の範囲を超えているため、高r値化、高BH化に有効なフェライト相の面積率が低く、平均r値が1.20を下回り、BH量も40MPaを下回っている。
上記のようにして得た冷延鋼板から、実施例1と同様にして、試験片を採取し、組織観察、引張試験を行い、フェライト、マルテンサイト等の面積率、引張強さ、伸び、平均r値および焼付硬化量を測定した。
これに対して、比較例のNo.30の鋼板は、仕上圧延における最終パス圧下率および最終パスの前パスの圧下率が本発明の範囲を下回るため、熱延板の組織微細化による高r値化、高BH化の効果が得られず、平均r値が1.20未満、BH量が40MPa未満となっている。
また、比較例のNo.33の鋼板は、焼鈍温度が本発明の範囲を下回るため、所望のマルテンサイト量が得られず、引張強さが440MPaを下回っている上、再結晶が完了していないため、高r値化に有効な{111}再結晶集合組織の発達が不十分となり、平均r値が1.20未満となっている。
また、比較例のNo.34の鋼板は、焼鈍温度が本発明の範囲を超えてオーステナイト単相域での焼鈍となったため、その後の冷却過程で高r値化、高BH化に有効なフェライト相が生成せず、平均r値が1.20未満、BH量が40MPa未満となっている。
また、比較例のNo.37の鋼板は、焼鈍温度から冷却停止温度Tcまでの平均冷却速度が本発明の範囲を下回るため、所望のマルテンサイト量が得られず、引張強さが440MPaを下回っている。さらに、比較例のNo.40の鋼板は、焼鈍加熱時の700〜800℃における平均昇温速度が本発明の範囲を超えているため、フェライト相の{111}再結晶集合組織の発達が不十分となり、やはり、平均r値が1.20未満となっている。
Claims (12)
- C:0.010〜0.06mass%、Si:0.5mass%超1.5mass%以下、Mn:1.0〜3.0mass%、P:0.005〜0.1mass%、S:0.01mass%以下、sol.Al:0.005〜0.5mass%、N:0.01mass%以下、Nb:0.010〜0.090mass%、Ti:0.015〜0.15mass%を含有し、かつC,Nb,Ti,NおよびSが下記(1)式および(2)式を満たして含有し、残部がFeおよび不可避的不純物からなる成分組成を有し、面積率で70%以上のフェライト相と3%以上のマルテンサイト相を含む組織からなり、引張強さが440MPa以上、平均r値が1.20以上で、BH量が40MPa以上である深絞り性および焼付硬化性に優れる高強度冷延鋼板。
記
(Nb/93)/(C/12)<0.20 ・・・(1)
0.005≦C*≦0.025 ・・・(2)
ここで、C*=C−(12/93)Nb−(12/48){Ti−(48/14)N−(48/32)S}で、上記各式中の元素記号は各元素の含有量(mass%)を示す。 - 上記成分組成に加えてさらに、Mo,CrおよびVのうちから選ばれる1種または2種以上を合計で0.5mass%以下含有することを特徴とする請求項1に記載の高強度冷延鋼板。
- 上記成分組成に加えてさらに、Cu:0.3mass%以下、Ni:0.3mass%以下のうちから選ばれる1種または2種を含有することを特徴とする請求項1または2に記載の高強度冷延鋼板。
- 上記成分組成に加えてさらに、Sn:0.2mass%以下およびSb:0.2mass%以下のうちから選ばれる1種または2種を含有することを特徴とする請求項1〜3のいずれか1項に記載の高強度冷延鋼板。
- 上記成分組成に加えてさらに、Ta:0.005〜0.1mass%を含有し、かつ、C,Nb,Ta,Ti,NおよびSが、上記(2)式に代えて下記(3)式を満たして含有することを特徴とする請求項1〜4のいずれか1項に記載の高強度冷延鋼板。
0.005≦C*≦0.025 ・・・(3)
ここで、C*=C−(12/93)Nb−(12/181)Ta−(12/48){Ti−(48/14)N−(48/32)S}で、上記各式中の元素記号は各元素の含有量(mass%)を示す。 - C:0.010〜0.06mass%、Si:0.5mass%超1.5mass%以下、Mn:1.0〜3.0mass%、P:0.005〜0.1mass%、S:0.01mass%以下、sol.Al:0.005〜0.5mass%、N:0.01mass%以下、Nb:0.010〜0.090mass%、Ti:0.015〜0.15mass%を含有し、かつC,Nb,Ti,NおよびSが下記(1)式および(2)式を満たして含有し、残部がFeおよび不可避的不純物からなる成分組成を有する鋼素材を熱間圧延し、冷間圧延し、焼鈍して高強度冷延鋼板を製造する方法において、前記焼鈍を、700〜800℃の温度範囲を平均昇温速度3℃/s未満として800〜900℃の焼鈍温度に加熱した後、前記焼鈍温度から500℃以下の冷却停止温度Tcまでを平均冷却速度5℃/s以上で冷却する条件で行うことを特徴とする深絞り性および焼付硬化性に優れる高強度冷延鋼板の製造方法。
記
(Nb/93)/(C/12)<0.20 ・・・(1)
0.005≦C*≦0.025 ・・・(2)
ここで、C*=C−(12/93)Nb−(12/48){Ti−(48/14)N−(48/32)S}で、上記各式中の元素記号は各元素の含有量(mass%)を示す。 - 上記成分組成に加えてさらに、Mo,CrおよびVのうちから選ばれる1種または2種以上を合計で0.5mass%以下含有することを特徴とする請求項6に記載の高強度冷延鋼板の製造方法。
- 上記成分組成に加えてさらに、Cu:0.3mass%以下、Ni:0.3mass%以下のうちから選ばれる1種または2種を含有することを特徴とする請求項6または7に記載の高強度冷延鋼板の製造方法。
- 上記成分組成に加えてさらに、Sn:0.2mass%以下およびSb:0.2mass%以下のうちから選ばれる1種または2種を含有することを特徴とする請求項6〜8のいずれか1項に記載の高強度冷延鋼板の製造方法。
- 上記成分組成に加えてさらに、Ta:0.005〜0.1mass%を含有し、かつ、C,Nb,Ta,Ti,NおよびSが、上記(2)式に代えて下記(3)式を満たして含有することを特徴とする請求項6〜9のいずれか1項に記載の高強度冷延鋼板の製造方法。
0.005≦C*≦0.025 ・・・(3)
ここで、C*=C−(12/93)Nb−(12/181)Ta−(12/48){Ti−(48/14)N−(48/32)S}で、上記各式中の元素記号は各元素の含有量(mass%)を示す。 - 前記熱間圧延の仕上圧延における最終パスの圧下率を10%以上、前記最終パスの前パスの圧下率を15%以上とすることを特徴とする請求項6〜10のいずれか1項に記載の高強度冷延鋼板の製造方法。
- 前記熱間圧延の仕上圧延終了後、3秒以内に冷却を開始し、平均冷却速度40℃/s以上で720℃まで冷却し、500〜700℃の温度で巻き取りした後、圧延率50%以上で冷間圧延することを特徴とする請求項6〜11のいずれか1項に記載の高強度冷延鋼板の製造方法。
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