JP2021181626A - 鋼板、部材及びそれらの製造方法 - Google Patents
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Abstract
【課題】高強度であり、形状均一性及び形状凍結性に優れた鋼板、部材及びそれらの製造方法を提供することを目的とする。【解決手段】本発明の鋼板は、面積率で、マルテンサイト:20%以上100%以下、フェライト:0%以上80%以下、その他の金属相:5%以下であり、鋼板表面における、板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合が100%以上140%以下であり、かつ板厚中央における、板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合が100%以上140%以下である鋼組織を有し、圧延方向に長さ1mでせん断した際の鋼板の最大反り量が15mm以下である。【選択図】図1
Description
本発明は、自動車部品等に好適に用いられる鋼板、部材及びそれらの製造方法に関する。より詳しくは、本発明は、高強度であり、形状均一性及び形状凍結性に優れた鋼板、部材及びそれらの製造方法に関する。
近年、地球環境保全の観点から、CO2排出量の規制を目的として自動車業界全体で自動車の燃費改善が指向されている。自動車の燃費改善には、使用部品の薄肉化による自動車の軽量化が最も有効であるため、近年、自動車部品用素材としての高強度鋼板の使用量が増加しつつある。
鋼板強度を得るために硬質相であるマルテンサイトを活用した鋼板は多い。一方で、マルテンサイトを生成させる際、変態ひずみによって板形状の均一性が悪化する。板形状の均一性が悪化すると成形時の寸法精度に悪影響をもたらすため、所望の寸法精度が得られるよう板をレベラー加工やスキンパス圧延(調質圧延)によって矯正されてきた。一方で、これらのレベラー加工やスキンパス圧延によってひずみが導入されると、形状凍結性が劣化するため、成形時の寸法精度が悪くなり、所望の寸法精度が得られなくなる。形状凍結性を悪化させないためにはマルテンサイト変態時の板形状の均一性の劣化を抑制する必要があるのに対し、これまでにも様々な技術が提案されている。
例えば、特許文献1では、降伏比及びr値を低下することで形状凍結性を改善する。具体的には、ミクロ組織が、フェライト又はベイナイトを体積分率最大の相とし、体積分率で1%以上25%以下のマルテンサイトを含む複合組織鋼において、結晶方位を制御し、圧延方向のr値及び圧延方向と直角方向のr値のうち少なくとも1つを0.7以下、降伏比を70%以下とすることで形状凍結性が良好な超高強度鋼板を提供している。
また、特許文献2は、成分組成が、質量%で、C:0.10〜0.35%、Si:0.5〜3.0%、Mn:1.5〜4.0%、P:0.100%以下、S:0.02%以下、Al:0.010〜0.5%を満たす鋼からなり、面積率で0〜5%のポリゴナルフェライト、5%以上のベイニティックフェライト、5〜20%のマルテンサイト、30〜60%の焼き戻しマルテンサイトと、5〜20%の残留オーステナイトを含み、かつ旧オーステナイトの平均粒径が15μm以下とすることで形状凍結性に優れた高強度鋼板を提供している。
また、特許文献3は、水中で鋼板をロールにより拘束することで、水焼入れ時に生じるマルテンサイト変態による鋼板形状劣化を抑制する技術が提供されている。
自動車車体に使用される鋼板はプレス加工されて使用されるため、形状均一性及び形状凍結性は必要な特性である。さらに最近の自動車部品用素材には高強度鋼板の使用量が増加しつつある。そこで、高強度でかつ形状凍結性に優れる必要がある。
特許文献1で開示された技術では、結晶方位及びr値の制御により形状凍結性の優れる技術は提供されているものの、成形時にはあらゆる方向に成形されるため、成形の方向によっては形状凍結性の優れない方向があると思われる。また、マルテンサイト分率は小さく、強度レベルは小さい。
特許文献2で開示された技術では、本発明と同等の強度で、低降伏比とすることで形状凍結性に優れる鋼板を提供しているものの、幅方向の金属相の転位密度差を抑制していないことから、形状凍結性は劣ると考えられ、形状の記載はない。
特許文献3で開示された技術では、形状均一性を良好にする技術は提供されているものの、幅方向の金属相の転位密度差を抑制していないことから、形状凍結性は劣ると考えられる。
本発明は、高強度かつ形状均一性及び形状凍結性に優れた鋼板、部材及びそれらの製造方法を提供することを目的とする。
なお、ここで、高強度とは、JISZ2241(2011)に準拠し、引張速度:10mm/分で行った引張試験による引張強度TSが750MPa以上であることを指す。
また、優れた形状均一性とは、圧延方向に長さ1mでせん断した際の鋼板の最大反り量が15mm以下であることを指す。
また、優れた形状凍結性とは、JISZ2241(2011)に準拠し、引張速度:10mm/分で行った引張試験による降伏比YRに関し、板幅中央のYRと板幅端のYRの差であるΔYRが−3%以上3%以下であることを指す。
また、優れた形状均一性とは、圧延方向に長さ1mでせん断した際の鋼板の最大反り量が15mm以下であることを指す。
また、優れた形状凍結性とは、JISZ2241(2011)に準拠し、引張速度:10mm/分で行った引張試験による降伏比YRに関し、板幅中央のYRと板幅端のYRの差であるΔYRが−3%以上3%以下であることを指す。
本発明者らは、上記課題を解決するために、引張強度750MPa以上であり、かつ鋼板の形状均一性及び形状凍結性を良好とする鋼板の要件について鋭意研究を重ねた。その結果、優れた形状凍結性を得るためには、鋼板表面における、板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合が100%以上140%以下であり、かつ板厚中央における、板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合が100%以上140%以下とすることが必要であることを知見した。また、本発明者らは、急速冷却によりマルテンサイト分率を20%以上とすることで、高強度となることを知見した。一方、水冷中のマルテンサイト変態は急速かつ不均一に生じるため、変態ひずみにより鋼板形状の均一性を悪化させる。変態ひずみによる悪影響の軽減について調査した結果、マルテンサイト変態中に板表裏面から拘束力を加えることによって板形状の均一性が改善することに想到した。そして、拘束条件制御による幅方向における金属相の転位密度変動の低減により、幅方向での降伏強度(YR)変動が低減し形状凍結性が良好となることが判明した。
以上の通り、本発明者らは、上記の課題を解決するために様々な検討をおこなった結果、高強度であり、形状均一性及び形状凍結性に優れた鋼板が得られることを見出し、本発明を完成するに至った。本発明の要旨は以下の通りである。
[1]面積率で、マルテンサイト:20%以上100%以下、フェライト:0%以上80%以下、その他の金属相:5%以下であり、
鋼板表面における、板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合が100%以上140%以下であり、かつ
板厚中央における、板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合が100%以上140%以下である鋼組織を有し、
圧延方向に長さ1mでせん断した際の鋼板の最大反り量が15mm以下である鋼板。
[2]質量%で、
C:0.05%以上0.60%以下、
Si:0.01%以上2.0%以下、
Mn:0.1%以上3.2%以下、
P:0.050%以下、
S:0.0050%以下、
Al:0.005%以上0.10%以下、及び
N:0.010%以下を含有し、残部はFe及び不可避的不純物からなる成分組成を有する[1]に記載の鋼板。
[3]前記成分組成は、さらに、質量%で、
Cr:0.20%以下、
Mo:0.15%未満、及び
V:0.05%以下のうちから選ばれた少なくとも1種を含有する[2]に記載の鋼板。
[4]前記成分組成は、さらに、質量%で、
Nb:0.020%以下及び
Ti:0.020%以下のうちから選ばれた少なくとも1種を含有する[2]又は[3]に記載の鋼板。
[5]前記成分組成は、さらに、質量%で、
Cu:0.20%以下及び
Ni:0.10%以下のうちから選ばれた少なくとも1種を含有する[2]〜[4]のいずれか一つに記載の鋼板。
[6]前記成分組成は、さらに、質量%で、
B:0.0020%未満を含有する[2]〜[5]のいずれか一つに記載の鋼板。
[7]前記成分組成は、さらに、質量%で、
Sb:0.1%以下及び
Sn:0.1%以下のうちから選ばれた少なくとも1種を含有する[2]〜[6]のいずれか一つに記載の鋼板。
[8][1]〜[7]のいずれか一つに記載の鋼板が、成形加工及び溶接の少なくとも一方をされてなる部材。
[9][2]〜[7]のいずれか一つに記載の成分組成を有する鋼スラブを加熱した後、熱間圧延する、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、焼鈍温度:AC1点以上で30秒以上保持し、その後、Ms点以上で水焼入れ開始し、100℃以下まで水冷後、100℃以上300℃以下で再度加熱する焼鈍工程と、を有し、
前記焼鈍工程における前記水焼入の水冷中、鋼板の表面温度が(Ms点+150℃)以下の領域において、鋼板を挟んで設置された2つのロールで下記条件(1)〜(3)を満たすように鋼板の表面及び裏面から鋼板を拘束する、鋼板の製造方法。
(1)鋼板の板厚をtとしたとき、前記2つのロールのそれぞれの押し込み量が0mm超tmm以下である。
(2)前記2つのロールのロール径をそれぞれRn及びrnであるとしたとき、Rn及びrnは、50mm以上1000mm以下である。
(3)前記2つのロールのロール間距離が、0mm超(Rn+rn+t)/16mm以下である。
[10][2]〜[7]のいずれか一つに記載の成分組成を有する鋼スラブを加熱した後、熱間圧延する、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、焼鈍温度:AC1点以上で30秒以上保持し、その後、Ms点以上で水焼入れ開始し、100℃以下まで水冷後、100℃以上300℃以下で再度加熱する焼鈍工程と、を有し、
前記焼鈍工程における前記水焼入の水冷中、鋼板の表面温度が(Ms点+150℃)以下の領域において、鋼板を挟んで設置された2つのロールで下記条件(1)〜(3)を満たすように鋼板の表面及び裏面から鋼板を拘束する、鋼板の製造方法。
(1)鋼板の板厚をtとしたとき、前記2つのロールのそれぞれの押し込み量が0mm超tmm以下である。
(2)前記2つのロールのロール径をそれぞれRn及びrnであるとしたとき、Rn及びrnは、50mm以上1000mm以下である。
(3)前記2つのロールのロール間距離が、0mm超(Rn+rn+t)/16mm以下である。
[11][9]又は[10]に記載の鋼板の製造方法によって製造された鋼板を、成形加工及び溶接の少なくとも一方を行う工程を有する、部材の製造方法。
[1]面積率で、マルテンサイト:20%以上100%以下、フェライト:0%以上80%以下、その他の金属相:5%以下であり、
鋼板表面における、板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合が100%以上140%以下であり、かつ
板厚中央における、板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合が100%以上140%以下である鋼組織を有し、
圧延方向に長さ1mでせん断した際の鋼板の最大反り量が15mm以下である鋼板。
[2]質量%で、
C:0.05%以上0.60%以下、
Si:0.01%以上2.0%以下、
Mn:0.1%以上3.2%以下、
P:0.050%以下、
S:0.0050%以下、
Al:0.005%以上0.10%以下、及び
N:0.010%以下を含有し、残部はFe及び不可避的不純物からなる成分組成を有する[1]に記載の鋼板。
[3]前記成分組成は、さらに、質量%で、
Cr:0.20%以下、
Mo:0.15%未満、及び
V:0.05%以下のうちから選ばれた少なくとも1種を含有する[2]に記載の鋼板。
[4]前記成分組成は、さらに、質量%で、
Nb:0.020%以下及び
Ti:0.020%以下のうちから選ばれた少なくとも1種を含有する[2]又は[3]に記載の鋼板。
[5]前記成分組成は、さらに、質量%で、
Cu:0.20%以下及び
Ni:0.10%以下のうちから選ばれた少なくとも1種を含有する[2]〜[4]のいずれか一つに記載の鋼板。
[6]前記成分組成は、さらに、質量%で、
B:0.0020%未満を含有する[2]〜[5]のいずれか一つに記載の鋼板。
[7]前記成分組成は、さらに、質量%で、
Sb:0.1%以下及び
Sn:0.1%以下のうちから選ばれた少なくとも1種を含有する[2]〜[6]のいずれか一つに記載の鋼板。
[8][1]〜[7]のいずれか一つに記載の鋼板が、成形加工及び溶接の少なくとも一方をされてなる部材。
[9][2]〜[7]のいずれか一つに記載の成分組成を有する鋼スラブを加熱した後、熱間圧延する、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、焼鈍温度:AC1点以上で30秒以上保持し、その後、Ms点以上で水焼入れ開始し、100℃以下まで水冷後、100℃以上300℃以下で再度加熱する焼鈍工程と、を有し、
前記焼鈍工程における前記水焼入の水冷中、鋼板の表面温度が(Ms点+150℃)以下の領域において、鋼板を挟んで設置された2つのロールで下記条件(1)〜(3)を満たすように鋼板の表面及び裏面から鋼板を拘束する、鋼板の製造方法。
(1)鋼板の板厚をtとしたとき、前記2つのロールのそれぞれの押し込み量が0mm超tmm以下である。
(2)前記2つのロールのロール径をそれぞれRn及びrnであるとしたとき、Rn及びrnは、50mm以上1000mm以下である。
(3)前記2つのロールのロール間距離が、0mm超(Rn+rn+t)/16mm以下である。
[10][2]〜[7]のいずれか一つに記載の成分組成を有する鋼スラブを加熱した後、熱間圧延する、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、焼鈍温度:AC1点以上で30秒以上保持し、その後、Ms点以上で水焼入れ開始し、100℃以下まで水冷後、100℃以上300℃以下で再度加熱する焼鈍工程と、を有し、
前記焼鈍工程における前記水焼入の水冷中、鋼板の表面温度が(Ms点+150℃)以下の領域において、鋼板を挟んで設置された2つのロールで下記条件(1)〜(3)を満たすように鋼板の表面及び裏面から鋼板を拘束する、鋼板の製造方法。
(1)鋼板の板厚をtとしたとき、前記2つのロールのそれぞれの押し込み量が0mm超tmm以下である。
(2)前記2つのロールのロール径をそれぞれRn及びrnであるとしたとき、Rn及びrnは、50mm以上1000mm以下である。
(3)前記2つのロールのロール間距離が、0mm超(Rn+rn+t)/16mm以下である。
[11][9]又は[10]に記載の鋼板の製造方法によって製造された鋼板を、成形加工及び溶接の少なくとも一方を行う工程を有する、部材の製造方法。
本発明によれば、高強度であり、形状均一性及び形状凍結性に優れた鋼板、部材及びそれらの製造方法を提供することができる。本発明の鋼板を自動車構造部材に適用することにより、自動車用鋼板の高強度化と形状凍結性向上との両立が可能となる。即ち、本発明により、自動車車体が高性能化する。
以下、本発明の実施形態について説明する。なお、本発明は以下の実施形態に限定されない。
本発明の鋼板は、面積率で、マルテンサイト:20%以上100%以下、フェライト:0%以上80%以下、その他の金属相:5%以下であり、鋼板表面における、板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合が100%以上140%以下であり、かつ板厚中央における、板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合が100%以上140%以下である鋼組織を有し、圧延方向に長さ1mでせん断した際の鋼板の最大反り量が15mm以下である。これらの条件を満たす鋼板であれば、本発明の効果が得られるので鋼板の成分組成は特に限られない。
まず、本発明の鋼板の鋼組織について説明する。なお、以下の鋼組織の説明における、マルテンサイト、フェライト、及びその他の金属相の「%」は、「鋼板全体の鋼組織に対する面積率(%)」を意味する。
マルテンサイト:20%以上100%以下
TS≧750MPaの高強度を得るため、マルテンサイトの組織全体に対する面積率は20%以上とする。マルテンサイトの面積率が20%未満であると、フェライト、残留オーステナイト、パーライト、ベイナイトのいずれかが多くなり、強度が低下する。なお、マルテンサイトの組織全体に対する面積率は合計で100%であってもよい。マルテンサイトは焼入れままのフレッシュマルテンサイトと焼戻した焼戻しマルテンサイトの合計とする。本発明において、マルテンサイトとは、マルテンサイト変態点(単にMs点ともいう。)以下でオーステナイトから生成した硬質な組織を指し、焼戻しマルテンサイトはマルテンサイトを再加熱した時に焼戻される組織を指す。
TS≧750MPaの高強度を得るため、マルテンサイトの組織全体に対する面積率は20%以上とする。マルテンサイトの面積率が20%未満であると、フェライト、残留オーステナイト、パーライト、ベイナイトのいずれかが多くなり、強度が低下する。なお、マルテンサイトの組織全体に対する面積率は合計で100%であってもよい。マルテンサイトは焼入れままのフレッシュマルテンサイトと焼戻した焼戻しマルテンサイトの合計とする。本発明において、マルテンサイトとは、マルテンサイト変態点(単にMs点ともいう。)以下でオーステナイトから生成した硬質な組織を指し、焼戻しマルテンサイトはマルテンサイトを再加熱した時に焼戻される組織を指す。
フェライト:0%以上80%以下
鋼板の強度を確保する観点から、鋼板全体の鋼組織に対するフェライトの面積率は80%以下である。当該面積率は、0%であってもよい。本発明において、フェライトとは比較的高温でのオーステナイトからの変態により生成し、BCC格子の結晶粒からなる組織である。
鋼板の強度を確保する観点から、鋼板全体の鋼組織に対するフェライトの面積率は80%以下である。当該面積率は、0%であってもよい。本発明において、フェライトとは比較的高温でのオーステナイトからの変態により生成し、BCC格子の結晶粒からなる組織である。
その他の金属相:5%以下
本発明の鋼板の鋼組織は、マルテンサイト及びフェライト以外のその他の金属相として、不可避的に含む金属相を含んでいてもよい。その他の金属相の面積率は、5%以下であれば許容される。その他の金属相は、残留オーステナイト、パーライト、ベイナイトなどである。その他の金属相の面積率は、0%であってもよい。残留オーステナイトとはマルテンサイト変態せずに室温まで残ったオーステナイトを指す。パーライトとはフェライトと針状セメンタイトからなる組織である。ベイナイトとは比較的低温(マルテンサイト変態点以上)でオーステナイトから生成し、針状又は板状のフェライト中に微細な炭化物が分散した硬質な組織を指す。
本発明の鋼板の鋼組織は、マルテンサイト及びフェライト以外のその他の金属相として、不可避的に含む金属相を含んでいてもよい。その他の金属相の面積率は、5%以下であれば許容される。その他の金属相は、残留オーステナイト、パーライト、ベイナイトなどである。その他の金属相の面積率は、0%であってもよい。残留オーステナイトとはマルテンサイト変態せずに室温まで残ったオーステナイトを指す。パーライトとはフェライトと針状セメンタイトからなる組織である。ベイナイトとは比較的低温(マルテンサイト変態点以上)でオーステナイトから生成し、針状又は板状のフェライト中に微細な炭化物が分散した硬質な組織を指す。
ここで、鋼組織における各組織の面積率の値は、実施例に記載の方法で測定して得られた値を採用する。
具体的には、まず、各鋼板の圧延方向及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、ナイタール液で組織現出する。組織現出したサンプルを、走査電子顕微鏡を用いて観察し、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、マルテンサイトの面積率を調査する。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する。測定場所は板厚1/4とする。マルテンサイトは白色の組織を呈しており、焼戻しマルテンサイトは内部に微細な炭化物が析出している。フェライトは黒色の組織を呈している。また、ブロック粒の面方位とエッチングの程度によっては、内部の炭化物が現出しにくい場合もあるので、その場合はエッチングを十分に行い確認する必要がある。
また、フェライト及びマルテンサイト以外のその他の金属相の面積率を、100%からフェライト及びマルテンサイトの合計面積率を引いて算出する。
具体的には、まず、各鋼板の圧延方向及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、ナイタール液で組織現出する。組織現出したサンプルを、走査電子顕微鏡を用いて観察し、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、マルテンサイトの面積率を調査する。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する。測定場所は板厚1/4とする。マルテンサイトは白色の組織を呈しており、焼戻しマルテンサイトは内部に微細な炭化物が析出している。フェライトは黒色の組織を呈している。また、ブロック粒の面方位とエッチングの程度によっては、内部の炭化物が現出しにくい場合もあるので、その場合はエッチングを十分に行い確認する必要がある。
また、フェライト及びマルテンサイト以外のその他の金属相の面積率を、100%からフェライト及びマルテンサイトの合計面積率を引いて算出する。
鋼板表面における、板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合が100%以上140%以下であり、かつ、板厚中央における、板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合が100%以上140%以下
優れた形状凍結性を得るためには、鋼板幅方向のYR変動を小さくする必要があり、そのためにはYRと相関がある金属相の転位密度変動を小さくする必要がある。板厚位置において、表面は金属相の転位密度が最も小さく、中央は最も大きくなる傾向があるため、表面と中央で鋼板幅方向における金属相の転位密度変動が小さいと、どの板厚位置でも鋼板幅方向における金属相の転位密度変動が小さくなっていると推定される。優れた形状凍結性を得るためには、鋼板表面における、板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合(板幅端の金属相の転位密度/板幅中央の金属相の転位密度)が140%以下である必要がある。また、板厚中央における、板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合(板幅端の金属相の転位密度/板幅中央の金属相の転位密度)が140%以下である必要がある。鋼板表面及び板厚中央のそれぞれにおける、当該割合は、好ましくは135%以下、より好ましくは130%以下である。一方、板幅端では焼鈍保持後、焼入れ温度までの冷却時に抜熱されやすいため、マルテンサイト以外の組織が出やすくなる。するとYRが低下するため、鋼板幅方向のYR変動が大きくなる。このYR変動を抑制するために、水焼入れ時の拘束条件を適正化することで板幅端の金属相の転位密度を板幅中央部と同等にする、又は板幅中央部よりも高くする必要がある。したがって、鋼板表面における、板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合が100%以上であり、かつ、板厚中央における、板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合が100%以上とする必要がある。鋼板表面及び板厚中央のそれぞれにおける、当該割合は、好ましくは110%以上、より好ましくは120%以上である。
なお、本発明において、転位密度を規定する際の鋼板表面とは、鋼板の表面及び裏面(一方の面及び対向する他方の面)の双方のことを指す。
優れた形状凍結性を得るためには、鋼板幅方向のYR変動を小さくする必要があり、そのためにはYRと相関がある金属相の転位密度変動を小さくする必要がある。板厚位置において、表面は金属相の転位密度が最も小さく、中央は最も大きくなる傾向があるため、表面と中央で鋼板幅方向における金属相の転位密度変動が小さいと、どの板厚位置でも鋼板幅方向における金属相の転位密度変動が小さくなっていると推定される。優れた形状凍結性を得るためには、鋼板表面における、板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合(板幅端の金属相の転位密度/板幅中央の金属相の転位密度)が140%以下である必要がある。また、板厚中央における、板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合(板幅端の金属相の転位密度/板幅中央の金属相の転位密度)が140%以下である必要がある。鋼板表面及び板厚中央のそれぞれにおける、当該割合は、好ましくは135%以下、より好ましくは130%以下である。一方、板幅端では焼鈍保持後、焼入れ温度までの冷却時に抜熱されやすいため、マルテンサイト以外の組織が出やすくなる。するとYRが低下するため、鋼板幅方向のYR変動が大きくなる。このYR変動を抑制するために、水焼入れ時の拘束条件を適正化することで板幅端の金属相の転位密度を板幅中央部と同等にする、又は板幅中央部よりも高くする必要がある。したがって、鋼板表面における、板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合が100%以上であり、かつ、板厚中央における、板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合が100%以上とする必要がある。鋼板表面及び板厚中央のそれぞれにおける、当該割合は、好ましくは110%以上、より好ましくは120%以上である。
なお、本発明において、転位密度を規定する際の鋼板表面とは、鋼板の表面及び裏面(一方の面及び対向する他方の面)の双方のことを指す。
板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合は、実施例に記載の方法で得られた値を採用する。
具体的には、まず、各鋼板の板幅中央部及び板幅端部(鋼板最エッジ部)から、それぞれ幅10mm×搬送方向長さ10mmのサンプルを採取し、鋼板表面を研磨してスケールを除去し、鋼板表面のX線回折測定を行う。ここで、スケール除去のために研磨する量は1μm未満とする。線源はCoとする。Coの分析深さは20μm程度であるため、鋼板表面の金属相の転位密度は鋼板表面から0〜20μmの範囲内の金属相の転位密度のことである。金属相の転位密度はX線回折測定の半価幅βから求める歪みから換算する手法を用いる。歪みの抽出には、以下に示すWilliamson−Hall法を用いる。半価幅の広がりは結晶子のサイズDとひずみεが影響し、両因子の和として次式を用いて計算できる。
β=β1+β2=(0.9λ/(D×cosθ))+2ε×tanθ
この式を変形すると、βcosθ/λ=0.9λ/D+2ε×sinθ/λとなる。sinθ/λに対してβcosθ/λをプロットすることにより、直線の傾きからひずみεが算出される。なお、算出に用いる回折線は(110)、(211)、及び(220)とする。ひずみεから金属相の転位密度の換算はρ=14.4ε2/b2を用いる。なお、θはX線回折のθ‐2θ法より算出されるピーク角度を意味し、λはX線回折で使用するX線の波長を意味する。bはFe(α)のバーガース・ベクトルで、本発明においては、0.25nmとする。そして、鋼板表面における板幅中央の表面の金属相の転位密度に対する板幅端の表面の金属相の転位密度の割合を求める。
具体的には、まず、各鋼板の板幅中央部及び板幅端部(鋼板最エッジ部)から、それぞれ幅10mm×搬送方向長さ10mmのサンプルを採取し、鋼板表面を研磨してスケールを除去し、鋼板表面のX線回折測定を行う。ここで、スケール除去のために研磨する量は1μm未満とする。線源はCoとする。Coの分析深さは20μm程度であるため、鋼板表面の金属相の転位密度は鋼板表面から0〜20μmの範囲内の金属相の転位密度のことである。金属相の転位密度はX線回折測定の半価幅βから求める歪みから換算する手法を用いる。歪みの抽出には、以下に示すWilliamson−Hall法を用いる。半価幅の広がりは結晶子のサイズDとひずみεが影響し、両因子の和として次式を用いて計算できる。
β=β1+β2=(0.9λ/(D×cosθ))+2ε×tanθ
この式を変形すると、βcosθ/λ=0.9λ/D+2ε×sinθ/λとなる。sinθ/λに対してβcosθ/λをプロットすることにより、直線の傾きからひずみεが算出される。なお、算出に用いる回折線は(110)、(211)、及び(220)とする。ひずみεから金属相の転位密度の換算はρ=14.4ε2/b2を用いる。なお、θはX線回折のθ‐2θ法より算出されるピーク角度を意味し、λはX線回折で使用するX線の波長を意味する。bはFe(α)のバーガース・ベクトルで、本発明においては、0.25nmとする。そして、鋼板表面における板幅中央の表面の金属相の転位密度に対する板幅端の表面の金属相の転位密度の割合を求める。
次に、板厚中央における、板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合を算出した方法を説明する。
各鋼板の板幅中央部及び板幅端部から、それぞれ幅20mm×搬送方向長さ20mmのサンプルを採取し、鋼板表面を研磨してスケールを除去する。ここで、スケール除去のために研磨する量は1μm未満とする。次に、それぞれのサンプルを、表面研削により板厚中央まで研削した後に、上記の鋼板表面の測定と同様の方法で、X線回折測定を行う。なお、Coの分析深さは20μm程度であるため、板厚中央の金属相の転位密度は鋼板中央から0〜20μmの範囲内の金属相の転位密度のことである。測定結果に基づいて、板厚中央における表面の金属相の転位密度に対する板幅端の表面の金属相の転位密度の割合を求める。
板厚方向で板厚中央部は金属相の転位密度が最も大きく、表面は最も小さくなる傾向がある。そこで本発明では、表面及び板厚中央部での金属相の転位密度を測定することで、全板厚位置における幅方向の金属相の転位密度比を規定する。
各鋼板の板幅中央部及び板幅端部から、それぞれ幅20mm×搬送方向長さ20mmのサンプルを採取し、鋼板表面を研磨してスケールを除去する。ここで、スケール除去のために研磨する量は1μm未満とする。次に、それぞれのサンプルを、表面研削により板厚中央まで研削した後に、上記の鋼板表面の測定と同様の方法で、X線回折測定を行う。なお、Coの分析深さは20μm程度であるため、板厚中央の金属相の転位密度は鋼板中央から0〜20μmの範囲内の金属相の転位密度のことである。測定結果に基づいて、板厚中央における表面の金属相の転位密度に対する板幅端の表面の金属相の転位密度の割合を求める。
板厚方向で板厚中央部は金属相の転位密度が最も大きく、表面は最も小さくなる傾向がある。そこで本発明では、表面及び板厚中央部での金属相の転位密度を測定することで、全板厚位置における幅方向の金属相の転位密度比を規定する。
次いで、本発明の鋼板の特性について説明する。
本発明の鋼板は形状均一性が良好である。具体的には、鋼板の圧延方向(長手方向)に長さ1mでせん断した際の鋼板の最大反り量が15mm以下である。最大反り量は、好ましくは10mm以下、より好ましくは8mm以下である。最大反り量の下限は限定せず、0mmが最も好ましい。
本発明でいう「鋼板長手方向に長さ1mでせん断した際の鋼板の最大反り量」とは、鋼板を鋼板長手方向(圧延方向)に鋼板の元幅にて長さ1mでせん断した後、せん断後の鋼板を水平な台に置き、水平な台から鋼板の下部までの隙間が最大になっている箇所における水平な台から鋼板までの距離をいう。なお、ここでの距離は、水平な台の水平面と垂直な方向(鉛直方向)における距離である。また、鋼板の一方の面を上側にして反り量を測定した後、鋼板の他方の面を上側にして反り量を測定し、測定した反り量のうち最大である値を最大反り量とする。また、せん断後の鋼板は、鋼板の角部と水平な台がより多くの接触点(2点以上)が存在するように水平な台の上に置いている。反り量は、鋼板よりも上の位置から水平な板を鋼板に接触するまで降ろしていき、鋼板に接触した位置において、水平な台と水平な板との間の距離から、鋼板の板厚を引いて求める。なお、鋼板の長手方向の切断をする際のせん断機の刃のクリアランスは4%(管理範囲の上限は10%)で行う。
本発明の鋼板は強度が高い。具体的には、実施例に記載のように、JISZ2241(2011)に準拠し、引張速度:10mm/分で行った引張試験による引張強度が750MPa以上である。引張強度は、好ましくは950MPa以上、より好ましくは1150MPa以上、さらに好ましくは1300MPa以上である。なお、引張強度の上限は特に限定されないが、他の特性とのバランスの取りやすさの観点から2500MPa以下が好ましい。
本発明の鋼板は形状凍結性に優れる。金属相の転位密度と相関のある降伏強度(YR)の幅方向変動を低減することで形状凍結性は良好となる。具体的には、実施例に記載のように、JISZ2241(2011)に準拠し、引張速度:10mm/分で行った引張試験による降伏比YRに関し、板幅中央のYRと板幅端のYRの差である方法で測定した降伏比変動(ΔYR)が−3%以上3%以下である。降伏比変動(ΔYR)は、好ましくは−2%以上2%以下、より好ましくは−1%以上1%以下である。
本発明の鋼板の板厚は、本発明の効果を有効に得る観点から、0.2mm以上3.2mm以下であることが好ましい。
次いで、本発明の鋼板とするための好ましい成分組成について説明する。下記の成分組成の説明において成分の含有量の単位である「%」は「質量%」を意味する。
C:0.05%以上0.60%以下
Cは、焼入れ性を向上させる元素であり、Cを含有させることにより、所定のマルテンサイトの面積率を確保しやすくなる。また、Cを含有させることにより、マルテンサイトの強度を上昇させ、強度を確保しやすくなる。優れた形状凍結性を維持して所定の強度を得る観点から、C含有量が0.05%以上であることが好ましい。なお、TS≧950MPaを得る観点からは、C含有量は0.11%以上とすることがより好ましい。また、TS≧1150MPaを得る観点からは、C含有量は0.125%以上とすることがさらに好ましい。一方、C含有量が0.60%を超えると、強度が過剰になるのみならず、マルテンサイト変態による変態膨張を抑制しにくくなる傾向がある。そのため、形状均一性が劣化する傾向がある。したがって、C含有量は0.60%以下であることが好ましい。C含有量は、より好ましくは0.50%以下、さらに好ましくは0.40%以下である。
Cは、焼入れ性を向上させる元素であり、Cを含有させることにより、所定のマルテンサイトの面積率を確保しやすくなる。また、Cを含有させることにより、マルテンサイトの強度を上昇させ、強度を確保しやすくなる。優れた形状凍結性を維持して所定の強度を得る観点から、C含有量が0.05%以上であることが好ましい。なお、TS≧950MPaを得る観点からは、C含有量は0.11%以上とすることがより好ましい。また、TS≧1150MPaを得る観点からは、C含有量は0.125%以上とすることがさらに好ましい。一方、C含有量が0.60%を超えると、強度が過剰になるのみならず、マルテンサイト変態による変態膨張を抑制しにくくなる傾向がある。そのため、形状均一性が劣化する傾向がある。したがって、C含有量は0.60%以下であることが好ましい。C含有量は、より好ましくは0.50%以下、さらに好ましくは0.40%以下である。
Si:0.01%以上2.0%以下
Siは固溶強化による強化元素である。このような効果を十分に得るには、Si含有量を0.01%以上とすることが好ましい。Si含有量は、より好ましくは0.02%以上、さらに好ましくは0.03%以上である。一方、Si含有量が多くなりすぎると、板幅中央部に粗大なMnSが生成しやすくなり、板幅端に対して板幅中央の金属相の転位密度が減少し形状凍結性が劣化する傾向がある。したがって、Si含有量は好ましくは2.0%以下、より好ましくは1.7%以下、さらに好ましくは1.5%以下である。
Siは固溶強化による強化元素である。このような効果を十分に得るには、Si含有量を0.01%以上とすることが好ましい。Si含有量は、より好ましくは0.02%以上、さらに好ましくは0.03%以上である。一方、Si含有量が多くなりすぎると、板幅中央部に粗大なMnSが生成しやすくなり、板幅端に対して板幅中央の金属相の転位密度が減少し形状凍結性が劣化する傾向がある。したがって、Si含有量は好ましくは2.0%以下、より好ましくは1.7%以下、さらに好ましくは1.5%以下である。
Mn:0.1%以上3.2%以下
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0.1%未満では、鋼板表層部にフェライトが生成することで強度が低下する傾向がある。したがって、Mn含有量は好ましくは0.1%以上、より好ましくは0.2%以上、さらに好ましくは0.3%以上である。一方、Mnは、MnSの生成・粗大化を特に助長する元素であり、Mn含有量が3.2%を超えると、粗大な介在物の増加により、板幅中央部に粗大なMnSが生成しやすくなり、板幅端に対して板幅中央の金属相の転位密度が減少し形状凍結性が劣化する傾向がある。したがって、Mn含有量は好ましくは3.2%以下、より好ましくは3.0%以下、さらに好ましくは2.8%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0.1%未満では、鋼板表層部にフェライトが生成することで強度が低下する傾向がある。したがって、Mn含有量は好ましくは0.1%以上、より好ましくは0.2%以上、さらに好ましくは0.3%以上である。一方、Mnは、MnSの生成・粗大化を特に助長する元素であり、Mn含有量が3.2%を超えると、粗大な介在物の増加により、板幅中央部に粗大なMnSが生成しやすくなり、板幅端に対して板幅中央の金属相の転位密度が減少し形状凍結性が劣化する傾向がある。したがって、Mn含有量は好ましくは3.2%以下、より好ましくは3.0%以下、さらに好ましくは2.8%以下である。
P:0.050%以下
Pは、鋼を強化する元素であるが、その含有量が多いと亀裂発生を促進させ、板幅中央部の粒界に偏析しやすくなり、板幅端に対して板幅中央の金属相の転位密度が減少し形状凍結性が劣化する傾向がある。したがって、P含有量は好ましくは0.050%以下、より好ましくは0.030%以下、さらに好ましくは0.010%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。
Pは、鋼を強化する元素であるが、その含有量が多いと亀裂発生を促進させ、板幅中央部の粒界に偏析しやすくなり、板幅端に対して板幅中央の金属相の転位密度が減少し形状凍結性が劣化する傾向がある。したがって、P含有量は好ましくは0.050%以下、より好ましくは0.030%以下、さらに好ましくは0.010%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:0.0050%以下
Sは、MnS、TiS、Ti(C、S)等の形成を通じて板幅中央部に粗大な介在物が生成しやすくなり、板幅端に対して板幅中央の金属相の転位密度が減少し形状凍結性が劣化する傾向がある。この介在物による弊害を軽減するために、S含有量は0.0050%以下とすることが好ましい。S含有量はより好ましくは0.0020%以下、さらに好ましくは0.0010%以下、特に好ましくは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。
Sは、MnS、TiS、Ti(C、S)等の形成を通じて板幅中央部に粗大な介在物が生成しやすくなり、板幅端に対して板幅中央の金属相の転位密度が減少し形状凍結性が劣化する傾向がある。この介在物による弊害を軽減するために、S含有量は0.0050%以下とすることが好ましい。S含有量はより好ましくは0.0020%以下、さらに好ましくは0.0010%以下、特に好ましくは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:0.005%以上0.10%以下
Alは十分な脱酸を行い、鋼中の粗大な介在物を低減するために添加される。その効果を十分に得る観点から、Al含有量は0.005%以上であることが好ましい。Al含有量はより好ましくは0.010%以上である。一方、Al含有量が0.10%超となると、熱間圧延後の巻取り時に生成したセメンタイトなどのFeを主成分とする炭化物が焼鈍工程で固溶しにくくなり、粗大な介在物や炭化物が生成する傾向にある。そのため、強度を低下させるのみならず、特に板幅中央部で粗大化しやすくなり、板幅端に対して板幅中央の金属相の転位密度が減少し形状凍結性が劣化する傾向がある。したがって、Al含有量は好ましくは0.10%以下、より好ましくは0.08%以下、さらに好ましくは0.06%以下である。
Alは十分な脱酸を行い、鋼中の粗大な介在物を低減するために添加される。その効果を十分に得る観点から、Al含有量は0.005%以上であることが好ましい。Al含有量はより好ましくは0.010%以上である。一方、Al含有量が0.10%超となると、熱間圧延後の巻取り時に生成したセメンタイトなどのFeを主成分とする炭化物が焼鈍工程で固溶しにくくなり、粗大な介在物や炭化物が生成する傾向にある。そのため、強度を低下させるのみならず、特に板幅中央部で粗大化しやすくなり、板幅端に対して板幅中央の金属相の転位密度が減少し形状凍結性が劣化する傾向がある。したがって、Al含有量は好ましくは0.10%以下、より好ましくは0.08%以下、さらに好ましくは0.06%以下である。
N:0.010%以下
Nは、鋼中でTiN、(Nb、Ti)(C、N)、AlN等の窒化物、炭窒化物系の粗大な介在物を形成する元素であり、これらの生成を通じて板幅中央部に粗大な介在物が生成しやすくなり、板幅端に対して板幅中央の金属相の転位密度が減少し形状凍結性が劣化する傾向がある。形状凍結性の劣化を防止するため、N含有量は0.010%以下とすることが好ましい。N含有量はより好ましくは0.007%以下、さらに好ましくは0.005%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。
Nは、鋼中でTiN、(Nb、Ti)(C、N)、AlN等の窒化物、炭窒化物系の粗大な介在物を形成する元素であり、これらの生成を通じて板幅中央部に粗大な介在物が生成しやすくなり、板幅端に対して板幅中央の金属相の転位密度が減少し形状凍結性が劣化する傾向がある。形状凍結性の劣化を防止するため、N含有量は0.010%以下とすることが好ましい。N含有量はより好ましくは0.007%以下、さらに好ましくは0.005%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。
本発明の鋼板は、上記成分を含有し、上記成分以外の残部はFe(鉄)および不可避的不純物を含む成分組成を有する。ここで、本発明の鋼板は、上記成分を含有し、残部はFeおよび不可避的不純物からなる成分組成を有することが好ましい。本発明の鋼板には、本発明の作用を損なわない範囲で以下の許容成分(任意元素)を含有させることができる。
Cr:0.20%以下、Mo:0.15%未満、及びV:0.05%以下のうちから選ばれた少なくとも1種
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。しかしながら、いずれの元素も多くなりすぎると炭化物の粗大化により、板幅端に対して板幅中央の金属相の転位密度が減少し形状凍結性が劣化する。そのためCr含有量は好ましくは0.20%以下、より好ましくは0.15%以下である。Mo含有量は好ましくは0.15%未満、より好ましくは0.10%以下である。V含有量は好ましくは0.05%以下、より好ましくは0.04%以下、さらに好ましくは0.03%以下である。Cr含有量及びMo含有量の下限は特に限られないが、焼入れ性の向上効果をより有効に得る観点からは、Cr含有量及びMo含有量は、それぞれ、0.01%以上にすることが好ましい。Cr含有量及びMo含有量は、それぞれ、より好ましくは0.02%以上、さらに好ましくは0.03%以上である。V含有量の下限は特に限られないが、焼入れ性の向上効果をより有効に得る観点からは、V含有量は0.001%以上にすることが好ましい。V含有量はより好ましくは0.002%以上、さらに好ましくは0.003%以上である。
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。しかしながら、いずれの元素も多くなりすぎると炭化物の粗大化により、板幅端に対して板幅中央の金属相の転位密度が減少し形状凍結性が劣化する。そのためCr含有量は好ましくは0.20%以下、より好ましくは0.15%以下である。Mo含有量は好ましくは0.15%未満、より好ましくは0.10%以下である。V含有量は好ましくは0.05%以下、より好ましくは0.04%以下、さらに好ましくは0.03%以下である。Cr含有量及びMo含有量の下限は特に限られないが、焼入れ性の向上効果をより有効に得る観点からは、Cr含有量及びMo含有量は、それぞれ、0.01%以上にすることが好ましい。Cr含有量及びMo含有量は、それぞれ、より好ましくは0.02%以上、さらに好ましくは0.03%以上である。V含有量の下限は特に限られないが、焼入れ性の向上効果をより有効に得る観点からは、V含有量は0.001%以上にすることが好ましい。V含有量はより好ましくは0.002%以上、さらに好ましくは0.003%以上である。
Nb:0.020%以下及びTi:0.020%以下のうちから選ばれた少なくとも1種
NbやTiは、旧γ粒の微細化を通じて、高強度化に寄与する。しかしながら、NbやTiを多量に含有させると、熱間圧延工程のスラブ加熱時に未固溶で残存するNbN、Nb(C、N)、(Nb、Ti)(C、N)等のNb系の粗大な析出物、TiN、Ti(C、N)、Ti(C、S)、TiS等のTi系の粗大な析出物が増加し、板幅端に対して板幅中央の金属相の転位密度が減少し形状凍結性が劣化する。このため、Nb含有量及びTi含有量は、それぞれ、好ましくは0.020%以下、より好ましくは0.015%以下、さらに好ましくは0.010%以下である。Nb含有量及びTi含有量の下限は特に限られないが、高強度化の効果をより有効に得る観点からは、Nb及びTiの少なくとも1種を0.001%以上で含有することが好ましい。いずれの元素の含有量でも、より好ましくは0.002%以上、さらに好ましくは0.003%以上である。
NbやTiは、旧γ粒の微細化を通じて、高強度化に寄与する。しかしながら、NbやTiを多量に含有させると、熱間圧延工程のスラブ加熱時に未固溶で残存するNbN、Nb(C、N)、(Nb、Ti)(C、N)等のNb系の粗大な析出物、TiN、Ti(C、N)、Ti(C、S)、TiS等のTi系の粗大な析出物が増加し、板幅端に対して板幅中央の金属相の転位密度が減少し形状凍結性が劣化する。このため、Nb含有量及びTi含有量は、それぞれ、好ましくは0.020%以下、より好ましくは0.015%以下、さらに好ましくは0.010%以下である。Nb含有量及びTi含有量の下限は特に限られないが、高強度化の効果をより有効に得る観点からは、Nb及びTiの少なくとも1種を0.001%以上で含有することが好ましい。いずれの元素の含有量でも、より好ましくは0.002%以上、さらに好ましくは0.003%以上である。
Cu:0.20%以下及びNi:0.10%以下のうちから選ばれた少なくとも1種
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。しかしながら、Cu含有量やNi含有量が多くなりすぎると表面欠陥の発生を招来し、自動車用鋼板に必要なめっき性や化成処理性を劣化させるので、Cu含有量は好ましくは0.20%以下、より好ましくは0.15%以下、さらに好ましくは0.10%以下である。Ni含有量は好ましくは0.10%以下、より好ましくは0.08%以下、さらに好ましくは0.06%以下である。Cu含有量及びNi含有量の下限は特に限られないが、耐食性の向上及び水素侵入を抑制の効果をより有効に得る観点からは、Cu、Niの少なくとも1種を0.001%以上含有することが好ましく、0.002%以上含有することがより好ましい。
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。しかしながら、Cu含有量やNi含有量が多くなりすぎると表面欠陥の発生を招来し、自動車用鋼板に必要なめっき性や化成処理性を劣化させるので、Cu含有量は好ましくは0.20%以下、より好ましくは0.15%以下、さらに好ましくは0.10%以下である。Ni含有量は好ましくは0.10%以下、より好ましくは0.08%以下、さらに好ましくは0.06%以下である。Cu含有量及びNi含有量の下限は特に限られないが、耐食性の向上及び水素侵入を抑制の効果をより有効に得る観点からは、Cu、Niの少なくとも1種を0.001%以上含有することが好ましく、0.002%以上含有することがより好ましい。
B:0.0020%未満
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。しかしながら、B含有量が0.0020%以上になると、焼鈍時のセメンタイトの固溶速度を遅延させ、未固溶のセメンタイトなどのFeを主成分とする炭化物が残存することとなる。これにより、粗大な介在物や炭化物が生成するため、板幅端に対して板幅中央の金属相の転位密度が減少し形状凍結性が劣化する傾向がある。したがって、B含有量は好ましくは0.0020%未満、より好ましくは0.0015%以下、さらに好ましくは0.0010%以下である。B含有量の下限は特に限られないが、鋼の焼入れ性を向上の効果をより有効に得る観点からは、B含有量は好ましくは0.0001%以上、より好ましくは0.0002%以上、さらに好ましくは0.0003%以上である。また、Nを固定する観点から、0.0005%以上の含有量のTiと複合添加することが好ましい。
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。しかしながら、B含有量が0.0020%以上になると、焼鈍時のセメンタイトの固溶速度を遅延させ、未固溶のセメンタイトなどのFeを主成分とする炭化物が残存することとなる。これにより、粗大な介在物や炭化物が生成するため、板幅端に対して板幅中央の金属相の転位密度が減少し形状凍結性が劣化する傾向がある。したがって、B含有量は好ましくは0.0020%未満、より好ましくは0.0015%以下、さらに好ましくは0.0010%以下である。B含有量の下限は特に限られないが、鋼の焼入れ性を向上の効果をより有効に得る観点からは、B含有量は好ましくは0.0001%以上、より好ましくは0.0002%以上、さらに好ましくは0.0003%以上である。また、Nを固定する観点から、0.0005%以上の含有量のTiと複合添加することが好ましい。
Sb:0.1%以下及びSn:0.1%以下のうちから選ばれた少なくとも1種
SbやSnは、鋼板表層部の酸化や窒化を抑制し、鋼板表層部の酸化や窒化によるCやBの低減を抑制する。また、CやBの低減が抑制されることで、鋼板表層部のフェライト生成を抑制し、高強度化に寄与する。しかしながら、Sb含有量、Sn含有量のいずれの場合でも0.1%を超えて含有すると、旧γ粒界にSbやSnが偏析して板幅端に対して板幅中央の金属相の転位密度が減少し形状凍結性が劣化する。このため、Sb含有量及びSn含有量のいずれの場合でも0.1%以下とすることが好ましい。Sb含有量及びSn含有量は、それぞれ、より好ましくは0.08%以下、さらに好ましくは0.06%以下である。Sb含有量及びSn含有量の下限は特に限られないが、高強度化の効果をより有効に得る観点からは、Sb含有量及びSn含有量のいずれの場合でも0.002%以上であることが好ましい。Sb含有量及びSn含有量は、それぞれ、より好ましくは0.003%以上、さらに好ましくは0.004%以上である。
SbやSnは、鋼板表層部の酸化や窒化を抑制し、鋼板表層部の酸化や窒化によるCやBの低減を抑制する。また、CやBの低減が抑制されることで、鋼板表層部のフェライト生成を抑制し、高強度化に寄与する。しかしながら、Sb含有量、Sn含有量のいずれの場合でも0.1%を超えて含有すると、旧γ粒界にSbやSnが偏析して板幅端に対して板幅中央の金属相の転位密度が減少し形状凍結性が劣化する。このため、Sb含有量及びSn含有量のいずれの場合でも0.1%以下とすることが好ましい。Sb含有量及びSn含有量は、それぞれ、より好ましくは0.08%以下、さらに好ましくは0.06%以下である。Sb含有量及びSn含有量の下限は特に限られないが、高強度化の効果をより有効に得る観点からは、Sb含有量及びSn含有量のいずれの場合でも0.002%以上であることが好ましい。Sb含有量及びSn含有量は、それぞれ、より好ましくは0.003%以上、さらに好ましくは0.004%以上である。
なお、本発明の鋼板には、他の元素としてTa、W、Ca、Mg、Zr、REMを本発明の効果を損なわない範囲で含有してもよく、これらの元素の含有量は、それぞれ、0.1%以下であれば許容される。
次いで、本発明の鋼板の製造方法について説明する。
本発明の鋼板の製造方法は、熱間圧延工程、必要に応じて行う冷間圧延工程、焼鈍工程を有する。本発明の鋼板の製造方法の一実施形態は、上記成分組成を有する鋼スラブを加熱した後、熱間圧延する熱間圧延工程と、必要に応じて行う冷間圧延工程と、前記熱間圧延工程で得られた熱延鋼板又は前記冷間圧延工程で得られた冷延鋼板を、焼鈍温度:AC1点以上で30秒以上保持し、その後、Ms点以上で水焼入れ開始し、100℃以下まで水冷後、100℃以上300℃以下で再度加熱する焼鈍工程と、を有し、前記焼鈍工程における前記水焼入の水冷中、鋼板の表面温度が(Ms点+150℃)以下の領域において、鋼板を挟んで設置された2つのロールで下記条件(1)〜(3)を満たすように鋼板の表面及び裏面から鋼板を拘束する。
(1)鋼板の板厚をtとしたとき、前記2つのロールのそれぞれの押し込み量が0mm超tmm以下である。
(2)前記2つのロールのロール径をそれぞれRn及びrnであるとしたとき、Rn及びrnは、50mm以上1000mm以下である。
(3)前記2つのロールのロール間距離が、0mm超(Rn+rn+t)/16mm以下である。
(1)鋼板の板厚をtとしたとき、前記2つのロールのそれぞれの押し込み量が0mm超tmm以下である。
(2)前記2つのロールのロール径をそれぞれRn及びrnであるとしたとき、Rn及びrnは、50mm以上1000mm以下である。
(3)前記2つのロールのロール間距離が、0mm超(Rn+rn+t)/16mm以下である。
以下、各工程について説明する。なお、以下に示す鋼スラブ、鋼板等を加熱又は冷却する際の温度は、特に説明がない限り、鋼スラブ、鋼板等の表面温度を意味する。
熱間圧延工程
熱間圧延工程とは、上記成分組成を有する鋼スラブを加熱した後、熱間圧延する工程である。
熱間圧延工程とは、上記成分組成を有する鋼スラブを加熱した後、熱間圧延する工程である。
前述した成分組成を有する鋼スラブを、熱間圧延に供する。スラブ加熱温度は特に限定されないが、1200℃以上とすることで、硫化物の固溶促進とMn偏析の軽減が図られ、上記した粗大な介在物量及び炭化物量の低減が図られ、形状凍結性が向上する。このため、スラブ加熱温度は1200℃以上が好ましい。スラブ加熱温度はより好ましくは1230℃以上、さらに好ましくは1250℃以上である。スラブ加熱温度の上限は特に限定されないが、1400℃以下が好ましい。また、スラブ加熱時の加熱速度は特に限定されないが、5〜15℃/分とすることが好ましい。また、スラブ加熱時のスラブ均熱時間は特に限定されないが、30〜100分とすることが好ましい。
仕上げ圧延温度は840℃以上が好ましい。仕上げ圧延温度が840℃未満では、温度の低下までに時間がかかり、介在物及び粗大炭化物が生成することで形状凍結性を劣化させるのみならず、鋼板の内部の品質も低下する可能性がある。したがって、仕上げ圧延温度は840℃以上が好ましい。仕上げ圧延温度はより好ましくは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、仕上げ圧延温度は950℃以下が好ましい。仕上げ圧延温度はより好ましくは920℃以下である。
巻取温度まで冷却された熱延鋼板を630℃以下の温度で巻き取るのが好ましい。巻取温度が630℃超では、地鉄表面が脱炭するおそれがあり、鋼板内部と表面で組織差が生じ合金濃度ムラの原因となる可能性がある。また脱炭により表層にフェライトが生成し、引張強度を低下させる可能性がある。したがって、巻取温度は630℃以下が好ましい。巻取温度はより好ましくは600℃以下である。巻取温度の下限は特に限定されないが、冷間圧延性の低下を防ぐために500℃以上が好ましい。
巻取後の熱延鋼板を酸洗してもよい。酸洗条件は特に限定されない。
冷間圧延工程
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。冷間圧延の圧下率及び上限は特に限定されないが、圧下率が20%未満の場合、組織が不均一となりやすいため、圧下率は20%以上とするのが好ましい。また、圧下率が90%超の場合、過剰に導入されたひずみが焼鈍時に再結晶を過剰に促進させるため、旧γ粒径が粗大化し、強度を劣化させる可能性がある。したがって、圧下率は90%以下が好ましい。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。
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。冷間圧延の圧下率及び上限は特に限定されないが、圧下率が20%未満の場合、組織が不均一となりやすいため、圧下率は20%以上とするのが好ましい。また、圧下率が90%超の場合、過剰に導入されたひずみが焼鈍時に再結晶を過剰に促進させるため、旧γ粒径が粗大化し、強度を劣化させる可能性がある。したがって、圧下率は90%以下が好ましい。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
焼鈍工程とは、冷延鋼板又は熱延鋼板を、焼鈍温度:AC1点以上で30秒以上保持し、その後、Ms点以上で水焼入れ開始し、100℃以下まで水冷後、100℃以上300℃以下で再度加熱する工程である。また、前記水焼入の水冷中、鋼板の表面温度が(Ms点+150℃)以下の領域において、鋼板を挟んで設置された2つのロールで下記条件(1)〜(3)を満たすように鋼板の表面及び裏面から鋼板を拘束する。
(1)鋼板の板厚をtとしたとき、前記2つのロールのそれぞれの押し込み量が0mm超tmm以下である。
(2)前記2つのロールのロール径をそれぞれRn及びrnであるとしたとき、Rn及びrnは、50mm以上1000mm以下である。
(3)前記2つのロールのロール間距離が、0mm超(Rn+rn+t)/16mm以下である。
焼鈍工程とは、冷延鋼板又は熱延鋼板を、焼鈍温度:AC1点以上で30秒以上保持し、その後、Ms点以上で水焼入れ開始し、100℃以下まで水冷後、100℃以上300℃以下で再度加熱する工程である。また、前記水焼入の水冷中、鋼板の表面温度が(Ms点+150℃)以下の領域において、鋼板を挟んで設置された2つのロールで下記条件(1)〜(3)を満たすように鋼板の表面及び裏面から鋼板を拘束する。
(1)鋼板の板厚をtとしたとき、前記2つのロールのそれぞれの押し込み量が0mm超tmm以下である。
(2)前記2つのロールのロール径をそれぞれRn及びrnであるとしたとき、Rn及びrnは、50mm以上1000mm以下である。
(3)前記2つのロールのロール間距離が、0mm超(Rn+rn+t)/16mm以下である。
図1には、焼鈍工程における水冷中に、上記条件(1)〜(3)を満たすように、鋼板10の表面及び裏面から鋼板を2つのロールで拘束した一例の概略図を示す。2つのロールは、冷却水12中で、鋼板10の表面側と裏面側に1つずつ配置されている。鋼板10は、一方のロール11aと他方のロール11bによって、表面側と裏面側から拘束されている。なお、図1では、鋼板の搬送方向に符号D1を付して示している。
AC1点以上の焼鈍温度に加熱
焼鈍温度がAC1点未満では、オーステナイトが生成しないため、20%以上のマルテンサイトを有する鋼板を得ることが難しくなり、所望の強度が得られなくなる。したがって、焼鈍温度はAC1点以上である。焼鈍温度は、好ましくは(AC1点+10℃)以上である。焼鈍温度の上限は特に限定されないが、水焼入れ時の温度を適正化し、形状均一性の劣化を防ぐ観点から、焼鈍温度は900℃以下が好ましい。
焼鈍温度がAC1点未満では、オーステナイトが生成しないため、20%以上のマルテンサイトを有する鋼板を得ることが難しくなり、所望の強度が得られなくなる。したがって、焼鈍温度はAC1点以上である。焼鈍温度は、好ましくは(AC1点+10℃)以上である。焼鈍温度の上限は特に限定されないが、水焼入れ時の温度を適正化し、形状均一性の劣化を防ぐ観点から、焼鈍温度は900℃以下が好ましい。
なお、ここで言うAC1点(AC1変態点)は以下の式により算出する。また、下記式において(%元素記号)は各元素の含有量(質量%)を意味する。
AC1(℃)=723+22(%Si)−18(%Mn)+17(%Cr)+4.5(%Mo)+16(%V)
AC1(℃)=723+22(%Si)−18(%Mn)+17(%Cr)+4.5(%Mo)+16(%V)
焼鈍温度での保持時間は30秒以上
焼鈍温度での保持時間が30秒未満となると、炭化物の溶解とオーステナイト変態が十分に進行しないため、以降の熱処理時に、残った炭化物が粗大化し、板幅端に対して板幅中央の金属相の転位密度が減少し形状凍結性が劣化する。また所望のマルテンサイト分率が得られなくなり、所望の強度が得られなくなる。したがって、焼鈍温度での保持時間は30秒以上、好ましくは35秒以上である。焼鈍温度での保持時間の上限は特に限定されないが、オーステナイト粒径の粗大化を抑制し、形状凍結性の劣化を防ぐ観点から、焼鈍温度での保持時間は900秒以下とするのが好ましい。
焼鈍温度での保持時間が30秒未満となると、炭化物の溶解とオーステナイト変態が十分に進行しないため、以降の熱処理時に、残った炭化物が粗大化し、板幅端に対して板幅中央の金属相の転位密度が減少し形状凍結性が劣化する。また所望のマルテンサイト分率が得られなくなり、所望の強度が得られなくなる。したがって、焼鈍温度での保持時間は30秒以上、好ましくは35秒以上である。焼鈍温度での保持時間の上限は特に限定されないが、オーステナイト粒径の粗大化を抑制し、形状凍結性の劣化を防ぐ観点から、焼鈍温度での保持時間は900秒以下とするのが好ましい。
水焼入れ開始温度はMs点以上
焼入れ開始温度は強度の支配因子であるマルテンサイト分率を決めるために重要な因子である。焼入れ開始温度がMs点未満となると、焼入れ前にマルテンサイト変態するため、焼入れ前にマルテンサイトの自己焼戻しが生じ、形状均一性が悪くなるのみならず、焼入れまでにフェライト、パーライト、ベイナイト変態が生じるためマルテンサイト分率が小さくなり、所望の強度を得るのが困難となる。したがって、水焼入れ開始温度はMs点以上とする。水焼入れ開始温度は好ましくは(Ms点+50℃)以上である。水焼入れ開始温度の上限は特に限定せず、焼鈍温度でも構わない。
焼入れ開始温度は強度の支配因子であるマルテンサイト分率を決めるために重要な因子である。焼入れ開始温度がMs点未満となると、焼入れ前にマルテンサイト変態するため、焼入れ前にマルテンサイトの自己焼戻しが生じ、形状均一性が悪くなるのみならず、焼入れまでにフェライト、パーライト、ベイナイト変態が生じるためマルテンサイト分率が小さくなり、所望の強度を得るのが困難となる。したがって、水焼入れ開始温度はMs点以上とする。水焼入れ開始温度は好ましくは(Ms点+50℃)以上である。水焼入れ開始温度の上限は特に限定せず、焼鈍温度でも構わない。
なお、ここで言うMs点は以下の式により算出する。また、下記式において(%元素記号)は各元素の含有量(質量%)、(%VM)はマルテンサイト面積率(単位:%)を意味する。
Ms点(℃)=550−350((%C)/(%VM)×100)−40(%Mn)−17(%Ni)−17(%Cr)−21(%Mo)
Ms点(℃)=550−350((%C)/(%VM)×100)−40(%Mn)−17(%Ni)−17(%Cr)−21(%Mo)
前記水焼入の水冷中、2つのロールで鋼板の表面及び裏面から鋼板を拘束することは形状矯正効果を得るために重要な因子であり、鋼板全幅で金属相の転位密度変動を抑制するためには、拘束条件の制御が重要な因子となる。水冷中の変態ひずみを拘束により矯正することで鋼板形状の均一性を改善し、YR変動を増加させ形状凍結性を劣化させるレベラー矯正やスキンパス圧延による矯正を不要としたことに本発明は特徴がある。形状悪化を矯正する際に施されるレベラー加工やスキンパス圧延が不要となるため、鋼板全幅で金属相の転位密度変動を抑制することが可能となる。
なお、本発明でいう表面及び裏面とは、鋼板の一方の面と対向する他方の面のことを指し、いずれの面を表面としてもよい。
なお、本発明でいう表面及び裏面とは、鋼板の一方の面と対向する他方の面のことを指し、いずれの面を表面としてもよい。
2つのロールで鋼板の表面及び裏面から鋼板を拘束するときの鋼板の表面温度(拘束温度)が(Ms点+150℃)以下
拘束温度が(Ms点+150℃)超となると、拘束後にマルテンサイト変態するため、マルテンサイト変態の変態膨張による形状劣化を抑制することができず、形状均一性が悪くなる。したがって、拘束温度は(Ms点+150℃)以下、好ましくは(Ms点+100℃)以下、より好ましくは(Ms点+50℃)以下である。拘束温度の下限は特に限定せず、水が凍らない0℃以上であればよい。
拘束温度が(Ms点+150℃)超となると、拘束後にマルテンサイト変態するため、マルテンサイト変態の変態膨張による形状劣化を抑制することができず、形状均一性が悪くなる。したがって、拘束温度は(Ms点+150℃)以下、好ましくは(Ms点+100℃)以下、より好ましくは(Ms点+50℃)以下である。拘束温度の下限は特に限定せず、水が凍らない0℃以上であればよい。
鋼板の板厚をtとしたとき、2つのロールのそれぞれの押し込み量が0mm超tmm以下
図2は、図1の2つのロール付近を示す拡大図である。また、図3は、ロールの押し込み量を説明するための概略図である。説明の都合上、図3には図2の鋼板10のみを示している。
図2は、図1の2つのロール付近を示す拡大図である。また、図3は、ロールの押し込み量を説明するための概略図である。説明の都合上、図3には図2の鋼板10のみを示している。
図2及び図3に示すように、鋼板10は、2つのロールによって、表面側及び裏面側から押し込まれている。本発明でいうロールの押し込み量とは、鋼板が真っ直ぐの状態でロールが加圧なしに接触した状態を押し込み量0mmとしたときに、そこから鋼板に向かってロールを移動させた量(距離)を指す。図3には、一方のロール11aによる押し込み量B1と、他方のロール11bによる押し込み量B2にそれぞれ符号を付して示している。
本発明では、鋼板の板厚をtとしたとき、2つのロールでの押し込み量が、それぞれ0mm超tmm以下である。押し込み量が0mm未満ではロールと鋼板が接触していない状態である。また、押し込み量が0mmではロールと鋼板が接触しているが、鋼板がロールによって押し込まれていない状態である。形状矯正効果を得るためには押し込み量は0mm超である必要がある。押し込み量は、好ましくは0.1mm以上である。一方、形状矯正効果を得るためには押し込み量を多くする必要があるが、押し込み量がtmm超となると鋼板に曲げの力が加わるため、鋼板、特に板幅中央部にひずみが入りやすくなり、板幅中央に対する板幅端の金属相の転位密度の割合が100%未満となり、形状凍結性が劣化する。したがって、押し込み量はtmm以下とする。押し込み量は、好ましくは(t−0.1mm)以下である。
なお、押し込み量が上記範囲内であれば、上述した2つのロールの胴長はそれぞれ特に限定されないが、当該2つのロールによって鋼板の裏面及び表面から鋼板を安定的に拘束するためには、当該2つのロールの胴長はそれぞれ鋼板の幅よりも長くすることが好ましい。
2つのロールのそれぞれのロール径をRn及びrnであるとしたとき、Rn及びrnは、それぞれ、50mm以上1000mm以下
ロール径により鋼板との接触面積が変わり、ロール径が大きいほど形状矯正能力が高くなる。形状矯正能力を高くし、所望の形状均一性とするためにはロール径を50mm以上とする必要がある。ロール径は好ましくは70mm以上、より好ましくは100mm以上である。一方、ロール付近には冷却ノズルが入らないため、ロール径が大きくなりすぎるとロール付近での冷却能力が低下し、形状均一性が悪化する。所望の形状均一性となる冷却能力を得るためにはロール径を1000mm以下とする必要がある。ロール径は好ましくは700mm以下、より好ましくは500mm以下である。また、所望の形状均一性が得られれば、2つのロール径は異なっても構わない。
ロール径により鋼板との接触面積が変わり、ロール径が大きいほど形状矯正能力が高くなる。形状矯正能力を高くし、所望の形状均一性とするためにはロール径を50mm以上とする必要がある。ロール径は好ましくは70mm以上、より好ましくは100mm以上である。一方、ロール付近には冷却ノズルが入らないため、ロール径が大きくなりすぎるとロール付近での冷却能力が低下し、形状均一性が悪化する。所望の形状均一性となる冷却能力を得るためにはロール径を1000mm以下とする必要がある。ロール径は好ましくは700mm以下、より好ましくは500mm以下である。また、所望の形状均一性が得られれば、2つのロール径は異なっても構わない。
2つのロールのロール間距離を0mm超(Rn+rn+t)/16mm以下
本発明でいう2つのロールのロール間距離とは、鋼板の搬送方向(圧延方向)における、2つのロールの中心間の距離のことをいう。図2に示すように、一方のロール11aの中心C1、他方のロール11bの中心C2としたとき、鋼板の搬送方向D1における中心C1と中心C2の間の距離が、ロール間距離A1である。
より詳細には、中心C1と中心C2との2点を最短距離で結んだ線分の距離A0と搬送方向D1との角度をXとしたとき、ロール間距離A1は、A0・cosXとして求められる。
図4で示すように、仮に、一方のロール11aの中心C1と、他方のロール11bの中心C2が鋼板10と垂直な位置となるように、2つのロールで鋼板10を挟んで配置した場合は、ロール間距離が0mmの場合である。
本発明でいう2つのロールのロール間距離とは、鋼板の搬送方向(圧延方向)における、2つのロールの中心間の距離のことをいう。図2に示すように、一方のロール11aの中心C1、他方のロール11bの中心C2としたとき、鋼板の搬送方向D1における中心C1と中心C2の間の距離が、ロール間距離A1である。
より詳細には、中心C1と中心C2との2点を最短距離で結んだ線分の距離A0と搬送方向D1との角度をXとしたとき、ロール間距離A1は、A0・cosXとして求められる。
図4で示すように、仮に、一方のロール11aの中心C1と、他方のロール11bの中心C2が鋼板10と垂直な位置となるように、2つのロールで鋼板10を挟んで配置した場合は、ロール間距離が0mmの場合である。
ロール間距離が大きくなると、形状矯正効果を得るために押し込み量を大きくする必要があり、そうすると鋼板に曲げの力が加わるため、鋼板、特に板幅中央部にひずみが入りやすくなり、板幅中央に対する板幅端の金属相の転位密度の割合が100%未満となり、形状凍結性が劣化する。したがって、ロール間距離は(Rn+rn+t)/16mm以下とする。ロール間距離は、好ましくは(Rn+rn+t)/18mm以下である。また、形状矯正効果を得るためには、ロール間距離は0mm超である必要がある。
なお、冷却能力が確保でき、所望の形状均一性及び形状凍結性を確保できれば、ロール数は3つ以上でも構わない。ロール数が3つ以上ある場合には、3つのロールのうち、鋼板の圧延方向(長手方向)に隣接する2つのロールのロール間距離が、0mm超(Rn+rn+t)/16mm以下であればよい。
100℃以下まで水冷
水冷後の温度が100℃を超えると、形状均一性に悪影響をもたらすほどマルテンサイト変態が水冷後に進行する。そのため、水槽から出た後の鋼板温度は100℃以下である必要がある。好ましくは80℃以下である。
水冷後の温度が100℃を超えると、形状均一性に悪影響をもたらすほどマルテンサイト変態が水冷後に進行する。そのため、水槽から出た後の鋼板温度は100℃以下である必要がある。好ましくは80℃以下である。
100℃以上300℃以下で再度加熱
水冷後は再加熱し、水冷時に生成したマルテンサイトを焼き戻すことでマルテンサイト中に入ったひずみを除去することが可能となる。そうすることで鋼板全幅でのひずみ量が一定となり金属相の転位密度変動を低減でき、形状凍結性を良好にすることができる。再加熱温度が100℃未満では上記の効果が得られない。そこで、再加熱温度を100℃以上とする。再加熱温度は好ましくは130℃以上である。一方、300℃超で焼き戻すと焼戻しによる変態収縮により形状均一性を劣化させる。以上から、再加熱温度を300℃以下とする。再加熱温度は好ましくは260℃以下である。
水冷後は再加熱し、水冷時に生成したマルテンサイトを焼き戻すことでマルテンサイト中に入ったひずみを除去することが可能となる。そうすることで鋼板全幅でのひずみ量が一定となり金属相の転位密度変動を低減でき、形状凍結性を良好にすることができる。再加熱温度が100℃未満では上記の効果が得られない。そこで、再加熱温度を100℃以上とする。再加熱温度は好ましくは130℃以上である。一方、300℃超で焼き戻すと焼戻しによる変態収縮により形状均一性を劣化させる。以上から、再加熱温度を300℃以下とする。再加熱温度は好ましくは260℃以下である。
なお、熱間圧延工程後の熱延鋼板には、組織軟質化のための熱処理をおこなってもよく、焼鈍工程後は形状調整のための調質圧延を行ってもよい。また、鋼板表面にZnやAlなどのめっきが施されていても構わない。
次に、本発明の部材及びその製造方法について説明する。
本発明の部材は、本発明の鋼板が、成形加工及び溶接の少なくとも一方がされてなるものである。また、本発明の部材の製造方法は、本発明の鋼板の製造方法によって製造された鋼板を、成形加工及び溶接の少なくとも一方を行う工程を有する。
本発明の鋼板は、高強度であり、形状均一性及び形状凍結性に優れるため、本発明の鋼板を用いて得た部材は、高強度であり、かつ寸法精度が高い。そのため、本発明の部材は、高強度であり、かつ高い寸法精度を求められる部品等に好適に用いることができる。本発明の部材は、例えば、自動車部品に好適に用いることができる。
成形加工は、プレス加工等の一般的な加工方法を制限なく用いることができる。また、溶接は、スポット溶接、アーク溶接等の一般的な溶接を制限なく用いることができる。
本発明を、実施例を参照しながら具体的に説明する。
[実施例1]
表1に示す条件で冷間圧延して得た板厚1.4mmの冷延鋼板に、表1に示す条件で焼鈍を行い、表2に記載の特性を有する鋼板を製造した。拘束ロール通過時の温度はロールに付随した接触式の温度計を用いて測定された。なお、2つのロールでのそれぞれの押し込み量は等しくなるように、2つのロールを配置した。
また、冷間圧延を行う前の熱間圧延においては、鋼スラブのスラブ加熱温度を1250℃とし、スラブ加熱時のスラブ均熱時間を60分とし、仕上げ圧延温度を880℃とし、巻取温度を550℃とした。
また、用いた鋼板は、AC1点が706℃であり、Ms点は、410℃であった。
[実施例1]
表1に示す条件で冷間圧延して得た板厚1.4mmの冷延鋼板に、表1に示す条件で焼鈍を行い、表2に記載の特性を有する鋼板を製造した。拘束ロール通過時の温度はロールに付随した接触式の温度計を用いて測定された。なお、2つのロールでのそれぞれの押し込み量は等しくなるように、2つのロールを配置した。
また、冷間圧延を行う前の熱間圧延においては、鋼スラブのスラブ加熱温度を1250℃とし、スラブ加熱時のスラブ均熱時間を60分とし、仕上げ圧延温度を880℃とし、巻取温度を550℃とした。
また、用いた鋼板は、AC1点が706℃であり、Ms点は、410℃であった。
2.評価方法
各種製造条件で得られた鋼板に対して、鋼組織を解析することで組織分率を調査し、引張試験を実施することで引張強度等の引張特性を評価した。また、鋼板の反りによって形状均一性を評価し、X線回折測定により金属相の転位密度を調査した。各評価の方法は次のとおりである。
各種製造条件で得られた鋼板に対して、鋼組織を解析することで組織分率を調査し、引張試験を実施することで引張強度等の引張特性を評価した。また、鋼板の反りによって形状均一性を評価し、X線回折測定により金属相の転位密度を調査した。各評価の方法は次のとおりである。
(マルテンサイトの面積率)
各鋼板の圧延方向及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、ナイタール液で組織現出した。組織現出したサンプルを、走査電子顕微鏡を用いて観察し、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、マルテンサ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。測定場所は板厚1/4とした。マルテンサイトは白色の組織を呈しており、焼戻しマルテンサイトは内部に微細な炭化物が析出している。フェライトは黒色の組織を呈している。また、ブロック粒の面方位とエッチングの程度によっては、内部の炭化物が現出しにくい場合もあるので、その場合はエッチングを十分に行い確認する必要がある。
各鋼板の圧延方向及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、ナイタール液で組織現出した。組織現出したサンプルを、走査電子顕微鏡を用いて観察し、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、マルテンサ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。測定場所は板厚1/4とした。マルテンサイトは白色の組織を呈しており、焼戻しマルテンサイトは内部に微細な炭化物が析出している。フェライトは黒色の組織を呈している。また、ブロック粒の面方位とエッチングの程度によっては、内部の炭化物が現出しにくい場合もあるので、その場合はエッチングを十分に行い確認する必要がある。
また、フェライト及びマルテンサイト以外のその他の金属相の面積率を、100%からフェライト及びマルテンサイトの合計面積率を引いて算出した。
(引張試験)
各鋼板の板幅中央部の圧延方向から、標点間距離50mm、標点間幅25mmのJIS5号試験片を鋼板全幅で採取し、JISZ2241(2011)に準拠し、引張速度が10mm/分で引張試験を行い、引張強度(TS)、降伏強度(YS)及び降伏比変動(ΔYR)を測定した。YRは、YS/TS×100により算出した。TS及びYSは、板幅中央のTS及びYSである。ΔYRは板幅中央のYRと板幅端のYRの差である。
各鋼板の板幅中央部の圧延方向から、標点間距離50mm、標点間幅25mmのJIS5号試験片を鋼板全幅で採取し、JISZ2241(2011)に準拠し、引張速度が10mm/分で引張試験を行い、引張強度(TS)、降伏強度(YS)及び降伏比変動(ΔYR)を測定した。YRは、YS/TS×100により算出した。TS及びYSは、板幅中央のTS及びYSである。ΔYRは板幅中央のYRと板幅端のYRの差である。
(鋼板の形状均一性の評価)
各鋼板を、鋼板長手方向(圧延方向)に鋼板の元幅にて長さ1mでせん断し、せん断後の鋼板を水平な台に置いた。なお、せん断後の鋼板は、鋼板の角部と水平な台がより多くの接触点(2点以上)が存在するように水平な台の上に置いた。反り量は、鋼板よりも上の位置から水平な板を鋼板に接触するまで降ろしていき、鋼板に接触した位置において、水平な台と水平な板との間の距離から、鋼板の板厚を引いて求めた。なお、ここでの距離は、水平な台の水平面と垂直な方向(鉛直方向)における距離である。また、鋼板の一方の面を上側にして反り量を測定した後、鋼板の他方の面を上側にして反り量を測定し、測定した反り量のうち最大である値を最大反り量とした。なお、鋼板の長手方向の切断をする際のせん断機の刃のクリアランスは4%(管理範囲の上限は10%)で行った。
各鋼板を、鋼板長手方向(圧延方向)に鋼板の元幅にて長さ1mでせん断し、せん断後の鋼板を水平な台に置いた。なお、せん断後の鋼板は、鋼板の角部と水平な台がより多くの接触点(2点以上)が存在するように水平な台の上に置いた。反り量は、鋼板よりも上の位置から水平な板を鋼板に接触するまで降ろしていき、鋼板に接触した位置において、水平な台と水平な板との間の距離から、鋼板の板厚を引いて求めた。なお、ここでの距離は、水平な台の水平面と垂直な方向(鉛直方向)における距離である。また、鋼板の一方の面を上側にして反り量を測定した後、鋼板の他方の面を上側にして反り量を測定し、測定した反り量のうち最大である値を最大反り量とした。なお、鋼板の長手方向の切断をする際のせん断機の刃のクリアランスは4%(管理範囲の上限は10%)で行った。
(金属相の転位密度測定)
各鋼板について、以下に示す方法で金属相の転位密度を測定し、鋼板表面における、板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合を算出した。また、板厚中央における、板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合も算出した。
各鋼板について、以下に示す方法で金属相の転位密度を測定し、鋼板表面における、板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合を算出した。また、板厚中央における、板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合も算出した。
まず、鋼板表面における、板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合を算出した方法を説明する。
各鋼板の板幅中央部及び板幅端部(鋼板最エッジ部)から、それぞれ幅10mm×搬送方向長さ10mmのサンプルを採取し、鋼板表面を研磨してスケールを除去し、鋼板表面のX線回折測定を行った。ここで、スケール除去のために研磨する量は1μm未満とした。線源はCoとした。Coの分析深さは20μm程度であるため、鋼板表面の金属相の転位密度は鋼板表面から0〜20μmの範囲内の金属相の転位密度のことである。金属相の転位密度はX線回折測定の半価幅βから求める歪みから換算する手法を用いた。歪みの抽出には、以下に示すWilliamson−Hall法を用いた。半価幅の広がりは結晶子のサイズDとひずみεが影響し、両因子の和として次式を用いて計算できる。
β=β1+β2=(0.9λ/(D×cosθ))+2ε×tanθ
この式を変形すると、βcosθ/λ=0.9λ/D+2ε×sinθ/λとなる。sinθ/λに対してβcosθ/λをプロットすることにより、直線の傾きからひずみεが算出される。なお、算出に用いる回折線は(110)、(211)、及び(220)とする。ひずみεから金属相の転位密度の換算はρ=14.4ε2/b2を用いた。なお、θはX線回折のθ‐2θ法より算出されるピーク角度を意味し、λはX線回折で使用するX線の波長を意味する。bはFe(α)のバーガース・ベクトルで、本実施例においては、0.25nmとした。そして、鋼板表面における板幅中央の表面の金属相の転位密度に対する板幅端の表面の金属相の転位密度の割合を求めた。
この式を変形すると、βcosθ/λ=0.9λ/D+2ε×sinθ/λとなる。sinθ/λに対してβcosθ/λをプロットすることにより、直線の傾きからひずみεが算出される。なお、算出に用いる回折線は(110)、(211)、及び(220)とする。ひずみεから金属相の転位密度の換算はρ=14.4ε2/b2を用いた。なお、θはX線回折のθ‐2θ法より算出されるピーク角度を意味し、λはX線回折で使用するX線の波長を意味する。bはFe(α)のバーガース・ベクトルで、本実施例においては、0.25nmとした。そして、鋼板表面における板幅中央の表面の金属相の転位密度に対する板幅端の表面の金属相の転位密度の割合を求めた。
次に、板厚中央における、板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合を算出した方法を説明する。
各鋼板の板幅中央部及び板幅端部から、それぞれ幅20mm×搬送方向長さ20mmのサンプルを採取し、鋼板表面を研磨してスケールを除去した。ここで、スケール除去のために研磨する量は1μm未満とした。次に、それぞれのサンプルを、表面研削により板厚中央まで研削した後に、上記の鋼板表面の測定と同様の方法で、X線回折測定を行った。なお、Coの分析深さは20μm程度であるため、板厚中央の金属相の転位密度は鋼板中央から0〜20μmの範囲内の金属相の転位密度のことである。測定結果に基づいて、板厚中央における表面の金属相の転位密度に対する板幅端の表面の金属相の転位密度の割合を求めた。
板厚方向で板厚中央部は金属相の転位密度が最も大きく、表面は最も小さくなる傾向がある。そこで本実施例では、表面及び板厚中央部での金属相の転位密度を測定することで、全板厚位置における幅方向の金属相の転位密度比を規定した。
3.評価結果
上記評価結果を表2に示す。
上記評価結果を表2に示す。
本実施例では、TSが750MPa以上、ΔYRが−3%以上3%以下、かつ最大反り量が15mm以下の鋼板を合格とし、表2に発明例として示した。一方、これらのうち少なくとも一つを満たさない鋼板を不合格とし、表2に比較例として示した。
[実施例2]
1.評価用鋼板の製造
表3に示す成分組成を有し、残部がFe及び不可避的不純物より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熱間圧延した。次いで、冷間圧延するサンプルは、熱延鋼板を研削加工した後、表4又は表5に示す圧下率で冷間圧延して、表4又は表5に記載の板厚となるように冷間圧延し、冷延鋼板を製造した。なお、一部のサンプルは、熱延鋼板を研削加工した後、冷間圧延しなかった。表中で圧下率「−」と記載したサンプルは、冷間圧延していないことを意味する。次いで、上記により得られた熱延鋼板及び冷延鋼板に、表4又は表5に示す条件で焼鈍を行い、鋼板を製造した。なお、表3の空欄は、意図的に添加していないことを表しており、含有しない(0質量%)場合だけでなく、不可避的に含有する場合も含む。拘束ロール通過時の温度はロールに付随した接触式の温度計を用いて測定された。なお、2つのロールでのそれぞれの押し込み量は等しくなるように、2つのロールを配置した。
また、冷間圧延を行う前の熱間圧延においては、鋼スラブのスラブ加熱温度を1250℃とし、スラブ加熱時のスラブ均熱時間を60分とし、仕上げ圧延温度を880℃とし、巻取温度を550℃とした。
1.評価用鋼板の製造
表3に示す成分組成を有し、残部がFe及び不可避的不純物より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熱間圧延した。次いで、冷間圧延するサンプルは、熱延鋼板を研削加工した後、表4又は表5に示す圧下率で冷間圧延して、表4又は表5に記載の板厚となるように冷間圧延し、冷延鋼板を製造した。なお、一部のサンプルは、熱延鋼板を研削加工した後、冷間圧延しなかった。表中で圧下率「−」と記載したサンプルは、冷間圧延していないことを意味する。次いで、上記により得られた熱延鋼板及び冷延鋼板に、表4又は表5に示す条件で焼鈍を行い、鋼板を製造した。なお、表3の空欄は、意図的に添加していないことを表しており、含有しない(0質量%)場合だけでなく、不可避的に含有する場合も含む。拘束ロール通過時の温度はロールに付随した接触式の温度計を用いて測定された。なお、2つのロールでのそれぞれの押し込み量は等しくなるように、2つのロールを配置した。
また、冷間圧延を行う前の熱間圧延においては、鋼スラブのスラブ加熱温度を1250℃とし、スラブ加熱時のスラブ均熱時間を60分とし、仕上げ圧延温度を880℃とし、巻取温度を550℃とした。
2.評価方法
各種製造条件で得られた鋼板に対して、鋼組織を解析することで組織分率を調査し、引張試験を実施することで引張強度等の引張特性を評価した。また、鋼板の反りによって形状均一性を評価し、X線回折測定により金属相の転位密度を調査した。各評価の方法は、実施例1と同じである。
各種製造条件で得られた鋼板に対して、鋼組織を解析することで組織分率を調査し、引張試験を実施することで引張強度等の引張特性を評価した。また、鋼板の反りによって形状均一性を評価し、X線回折測定により金属相の転位密度を調査した。各評価の方法は、実施例1と同じである。
3.評価結果
上記評価結果を表6及び表7に示す。
上記評価結果を表6及び表7に示す。
本実施例では、TSが750MPa以上、ΔYRが−3%以上3%以下、かつ最大反り量が15mm以下の鋼板を合格とし、表6及び表7に発明例として示した。一方、これらのうち少なくとも一つを満たさない鋼板を不合格とし、表6及び表7に比較例として示した。
[実施例3]
実施例2の表6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2の表6のNo.1の鋼板と、実施例2の表6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。これらの本発明例の部材は、高強度であり、かつ寸法精度が高いため、自動車部品等に好適に用いることができることを確認できた。
実施例2の表6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2の表6のNo.1の鋼板と、実施例2の表6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。これらの本発明例の部材は、高強度であり、かつ寸法精度が高いため、自動車部品等に好適に用いることができることを確認できた。
10 鋼板
11a ロール
11b ロール
12 冷却水
A1 2つのロールのロール間距離
D1 鋼板の搬送方向
11a ロール
11b ロール
12 冷却水
A1 2つのロールのロール間距離
D1 鋼板の搬送方向
Claims (5)
- 面積率で、マルテンサイト:20%以上100%以下、フェライト:0%以上80%以下、その他の金属相:5%以下であり、
鋼板表面における、板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合が100%以上140%以下であり、かつ
板厚中央における、板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合が100%以上140%以下である鋼組織を有し、
圧延方向に長さ1mでせん断した際の鋼板の最大反り量が15mm以下である鋼板。 - 請求項1に記載の鋼板が、成形加工及び溶接の少なくとも一方をされてなる部材。
- 面積率で、マルテンサイト:20%以上100%以下、フェライト:0%以上80%以下、その他の金属相:5%以下であり、
鋼板表面における、板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合が100%以上140%以下であり、かつ
板厚中央における、板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合が100%以上140%以下である鋼組織を有し、
圧延方向に長さ1mでせん断した際の鋼板の最大反り量が15mm以下である鋼板の製造方法であって、
鋼スラブを加熱した後、熱間圧延する、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、焼鈍温度:AC1点以上で30秒以上保持し、その後、Ms点以上で水焼入れ開始し、100℃以下まで水冷後、100℃以上300℃以下で再度加熱する焼鈍工程と、を有し、
前記焼鈍工程における前記水焼入の水冷中、鋼板の表面温度が(Ms点+150℃)以下の領域において、鋼板を挟んで設置された2つのロールで下記条件(1)〜(3)を満たすように鋼板の表面及び裏面から鋼板を拘束する、鋼板の製造方法。
(1)鋼板の板厚をtとしたとき、前記2つのロールのそれぞれの押し込み量が0mm超tmm以下である。
(2)前記2つのロールのロール径をそれぞれRn及びrnであるとしたとき、Rn及びrnは、50mm以上1000mm以下である。
(3)前記2つのロールのロール間距離が、0mm超(Rn+rn+t)/16mm以下である。 - 面積率で、マルテンサイト:20%以上100%以下、フェライト:0%以上80%以下、その他の金属相:5%以下であり、
鋼板表面における、板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合が100%以上140%以下であり、かつ
板厚中央における、板幅中央の金属相の転位密度に対する板幅端の金属相の転位密度の割合が100%以上140%以下である鋼組織を有し、
圧延方向に長さ1mでせん断した際の鋼板の最大反り量が15mm以下である鋼板の製造方法であって、
鋼スラブを加熱した後、熱間圧延する、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、焼鈍温度:AC1点以上で30秒以上保持し、その後、Ms点以上で水焼入れ開始し、100℃以下まで水冷後、100℃以上300℃以下で再度加熱する焼鈍工程と、を有し、
前記焼鈍工程における前記水焼入の水冷中、鋼板の表面温度が(Ms点+150℃)以下の領域において、鋼板を挟んで設置された2つのロールで下記条件(1)〜(3)を満たすように鋼板の表面及び裏面から鋼板を拘束する、鋼板の製造方法。
(1)鋼板の板厚をtとしたとき、前記2つのロールのそれぞれの押し込み量が0mm超tmm以下である。
(2)前記2つのロールのロール径をそれぞれRn及びrnであるとしたとき、Rn及びrnは、50mm以上1000mm以下である。
(3)前記2つのロールのロール間距離が、0mm超(Rn+rn+t)/16mm以下である。 - 請求項3又は4に記載の鋼板の製造方法によって製造された鋼板を、成形加工及び溶接の少なくとも一方を行う工程を有する、部材の製造方法。
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