JP4660315B2

JP4660315B2 - 靭性に優れた厚手高強度鋼板の製造方法及び靭性に優れた厚手高強度鋼板

Info

Publication number: JP4660315B2
Application number: JP2005230595A
Authority: JP
Inventors: 明彦児島; 和利市川; 洋一田中; 昌紀皆川; 晋宇益田
Original assignee: Nippon Steel Corp
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 2005-08-09
Filing date: 2005-08-09
Publication date: 2011-03-30
Anticipated expiration: 2025-08-09
Also published as: JP2007046096A

Description

本発明は、大入熱溶接の熱影響部（ＨｅａｔＡｆｆｅｃｔｅｄＺｏｎｅ：ＨＡＺ）靭性と母材靭性に優れた厚手高強度鋼板を高い圧延能率で製造する方法と厚手高強度鋼板に係るものであり、本発明は鉄鋼業における厚鋼板の製造現場に適用され、本発明によって製造される厚手鋼板は、大型コンテナ船などの造船向けとして主に使用されるが、建築、橋梁、タンク、海洋構造物など、その他の溶接構造物に広く使用することも可能である。

造船に代表される溶接構造物の近年のニーズは、構造物の大型化、破壊に対する高い安全性、建造における溶接の高能率化、鋼材の安定供給と経済性、である。このような動向を受け、溶接構造物に使われる厚手鋼板に対して、（１）高い降伏強度、（２）良好な板厚中心部靭性、（３）良好な大入熱溶接ＨＡＺ靭性、（４）高い圧延能率、のニーズが高まりつつある。
具体的には、大型コンテナ船に用いられる板厚５０〜８０ｍｍの鋼板に対して、（１）降伏強度：３９０〜４６０ＭＰａ級、（２）板厚中心部靭性：ｖＴｒｓ≦−６０℃、（３）溶接入熱量≧２０ｋＪ／ｍｍのＨＡＺ靭性：ｖＥ（−４０℃）≧４７Ｊ、（４）圧延能率：圧延終了温度≧８００℃、を同時に満たすことが要求される。

特許文献１は造船向け厚手高強度鋼板に関する技術の一例であり、この特許文献１には板厚５０〜７０ｍｍを有しつつ、上記（１）、（３）、（４）のニーズを部分的に満足することができる技術が開示されている。しかしながら、特許文献１の実施例の記載からわかるように、上記（２）のニーズを満足することは示されていない。
次に、非特許文献１の図９に示されるように、厚手鋼板では板厚１／２部の靭性が板厚１／４部に比べて低いのが一般的であるから、厚手鋼板を用いた溶接構造物の安全性を考える場合は、鋼板の板厚１／２部靭性を重視する必要がある。例えば、船舶の安全性においては、溶接部から発生した脆性破壊が母材部に伝播して停止すること（アレスト性）が重要である。そして、板厚の厚手化に伴ってアレスト性は板厚１／２部靭性に支配される傾向を強める。従って、大型船舶の安全性向上のためには、厚手鋼板の板厚１／２部靭性を高めることが有効である。特許文献１に示されるように、現状の大型船舶向け厚手鋼板は板厚１／４部靭性が−４０℃を満足するレベルであるが、今後の安全性を重視した大型船舶に対しては、板厚１／２部靭性が−６０℃を満足するレベルの厚手鋼板が望まれる。

従来から、母材靭性の向上には、ＴＭＣＰ（ＴｈｅｒｍｏＭｅｃｈａｎｉｃａｌＣｏｎｔｒｏｌＰｒｏｃｅｓｓ）を前提として圧延終了温度を低く制御して、鋼板の金属組織を微細化することが有効であることが知られている。前記非特許文献１の図９や図１２では、７００〜７８０℃の範囲で圧延終了温度（圧延仕上温度）を低くするほど板厚１／２部靭性が高まることが示されており、−５０〜−７０℃程度のｖＴｒｓ（板厚中心部靭性）が達成されている。
また、非特許文献２の図４に示す例では、圧延終了温度（圧延仕上温度）を７００℃程度まで低くすることで−６０℃程度のｖＴｒｓが達成されている。このように、従来のＴＭＣＰ技術では、圧延終了温度を８００℃未満の低い温度に制御することで厚手鋼板の良好な靭性が達成されてきた。しかしながら、このような低温圧延では圧延途中の温度待ち時間が長くなって圧延能率が著しく低下し、生産性の低下によって製造原価が上昇する問題がある。また、短期間に多量の鋼板供給を求められる場合には、生産能力が逼迫して供給不可能に陥る問題がある。従って、圧延終了温度を８００℃以上に高めて圧延能率を阻害することなく厚手鋼板の板厚１／２部靭性を確保する技術が望まれる。

ＴＭＣＰによって製造される厚手鋼板では、従来からボロン（Ｂ）添加による高強度化が行われてきた。Ｂの効果は、圧延後の加速冷却において、γ粒界に偏析したＢが変態時の焼入性を高める効果と理解されている。特許文献１では、ＢにＮｂを複合添加することを特徴として高強度化を図っているが、実施例に示されるように、この場合の圧延終了温度は９３０〜１０００℃と高いので、板厚５５〜７０ｍｍの鋼板において良好な板厚１／２部靭性が達成できることは示されておらず、板厚１／２部で−６０℃以下のｖＴｒｓを安定的に達成できる保証はない。

非特許文献３では、板厚２０ｍｍの薄手鋼板ではあるが、ＢにＭｏを複合添加することで効果的に焼入性が高まり、８００〜８８０℃の高い圧延終了温度のもとで良好な強度と靭性を同時に達成できることが示されている。ただしこの場合、Ｃが０．０１５％と低く、Ｍｏが０．３５％と多い。加えて、板厚が薄いことに由来して、圧延によるγ微細化効果が大きく、８００℃から５００℃への平均冷却速度も２０℃／ｓと大きいことから、良好な強度と靭性を達成することは容易であると、考えられる。

更に、薄手鋼板に大入熱溶接は適用されることはないから、非特許文献３の技術では大入熱溶接ＨＡＺの局所脆化相ＭＡ（ＭａｒｔｅｎｓｉｔｅＡｕｓｔｅｎｉｔｅｃｏｎｓｔｉｔｕｅｎｔ）の増加に対するＭｏの有害性を気にすることなく、０．３５％もの多量のＭｏを利用できる。従って、ＴＭＣＰ型のＢ添加厚手鋼板において、高い圧延能率のもとで良好な板厚１／２部靭性を確保することや、良好な大入熱溶接ＨＡＺ靭性を確保する前提のもとでＭｏを有効利用する技術が望まれる。
特許第３５９９５５６号公報製鉄研究第326号（1987）、pp.55-61 Ｒ＆Ｄ神戸製鋼技報、Vol.52、No.1(Apr.2002)、pp.20-24 ISIJ International， Vol.44(2004)，No.8，pp.1431-1440

以上説明のように、ＴＭＣＰ型Ｂ添加厚手鋼板において、母材強度、母材靭性、大入熱溶接ＨＡＺ靭性、圧延能率、を本発明が狙う高い次元で同時に満足する技術の確立が望まれている。
本発明の課題は、板厚５０〜８０ｍｍの厚手鋼板において、（１）高い降伏強度（３９０〜４６０ＭＰａ級）、（２）良好な板厚中心部靭性（ｖＴｒｓ≦−６０℃）、（３）良好な大入熱溶接ＨＡＺ靭性（溶接入熱量≧２０ｋＪ／ｍｍ、ｖＥ（−４０℃）≧４７Ｊ）、（４）高い圧延能率（圧延終了温度≧８００℃）、を同時に満足することである。

上記課題を解決するための本発明の要旨は、下記のとおりである。
「１」本発明の靭性に優れた厚手高強度鋼板の製造方法は、質量％で、Ｃ：０．０３〜０．０７％、Ｓｉ：０．２％以下、Ｍｎ：１．２〜２．０％、Ｐ：０．０１５％以下、Ｓ：０．０００５〜０．００５％、Ｂ：０．０００３〜０．００３％、Ｍｏ：０．０１〜０．２％、Ａｌ：０．００１〜０．０３４％、Ｔｉ：０．００５〜０．０２％、Ｎ：０．００１〜０．００８％、Ｏ：０．００１〜０．００４％を含有し、さらにＣａ：０．０００３〜０．００４％、Ｍｇ：０．０００３〜０．００４％のうち１種以上を含有し、下式（１）と（２）を満たし、
有効Ｂ量（％）≧０．０００３％（１）
０．３０％≦Ｃｅｑ（％）≦０．４０％（２）
残部が鉄および不可避的不純物によって化学成分が構成される連続鋳造スラブを、Ａｒ_３が下式（４）で計算されるとき、連続鋳造後にＡｒ_３−２００℃以下まで冷却した後に１０００〜１２５０℃に再加熱し、その後に下式（３）を満たす熱間圧延を８００℃〜９００℃で終了し、その後にＡｒ_３以上から加速冷却することを特徴とする。
ただし、Ｃｅｑ＝Ｃ＋Ｍｎ／６＋（Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖ）／５＋（Ｎｉ＋Ｃｕ）／１５の関係とし、熱間圧延の圧下について、スラブ厚み（ｍｍ）／圧延終了時鋼板厚み（ｍｍ）≧２．５（３）の関係とし、Ａｒ_３について、Ａｒ_３（℃）＝９１０−３１０Ｃ−８０Ｍｎ−２０Ｃｕ−５５Ｎｉ−８０Ｍｏ（４）の関係とし、有効Ｂ量とは、変態前のγ（オーステナイト）素地に固溶するＢ量を意味する。

「２」本発明の靭性に優れた厚手高強度鋼板の製造方法は、前記有効Ｂ量において、
（ａ）Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．８９Ａｌ≦０のとき
（ａ１）Ｎ−０．２９Ｔｉ＞０ならば、
有効Ｂ量＝Ｂ−０．７７（Ｎ−０．２９Ｔｉ）
（ａ２）Ｎ−０．２９Ｔｉ≦０ならば、
有効Ｂ量＝Ｂ
（ｂ）Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．８９Ａｌ＞０、かつ、Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．８９Ａｌ）≧０．００５のとき、
（ｂ１）Ｎ−０．２９〔Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．８９Ａｌ）〕＞０ならば、
有効Ｂ量＝Ｂ−０．７７｛Ｎ−０．２９〔Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．８９Ａｌ）〕｝
（ｂ２）Ｎ−０．２９〔Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．８９Ａｌ）〕≦０ならば、有効Ｂ量＝Ｂ
とすることを特徴とする。

「３」本発明の靭性に優れた厚手高強度鋼板の製造方法は、前記の組成に加えて、さらに、質量％でＣｕ：０．０１〜１％、Ｎｉ：０．０１〜３％、Ｃｒ：０．０１〜０．５％、Ｎｂ：０．００１〜０．０２％、Ｖ：０．００１〜０．１％の中から１種以上を含有する化学成分組成の連続鋳造スラブを用いることを特徴とする。

「４」本発明の靭性に優れた厚手高強度鋼板の製造方法は、前記の組成に加えて、さらに、質量％でＲＥＭ：０．０００３〜０．０２％、Ｚｒ：０．０００３〜０．０２％のうち１種以上を含有し、（１）式に代わって下式（５）を満たすことを特徴とする。
ここで、有効Ｂについて、
有効Ｂ量（％）≧０．０００３％（５）
ただし、
（ｃ）Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．１７ＲＥＭ−０．３５Ｚｒ−０．８９Ａｌ≦０のとき
（ｃ１）Ｎ−０．２９Ｔｉ＞０ならば、
有効Ｂ量＝Ｂ−０．７７（Ｎ−０．２９Ｔｉ）
（ｃ２）Ｎ−０．２９Ｔｉ≦０ならば、
有効Ｂ量＝Ｂ
（ｄ）ただし、Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．１７ＲＥＭ−０．３５Ｚｒ−０．８９Ａｌ＞０、かつ、Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．１７ＲＥＭ−０．３５Ｚｒ−０．８９Ａｌ）≧０．００５のとき、
（ｄ１）Ｎ−０．２９〔Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．１７ＲＥＭ−０．３５Ｚｒ−０．８９Ａｌ）〕＞０ならば、
有効Ｂ量＝Ｂ−０．７７｛Ｎ−０．２９〔Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．１７ＲＥＭ−０．３５Ｚｒ−０．８９Ａｌ）〕｝
（ｄ２）Ｎ−０．２９〔Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．１７ＲＥＭ−０．３５Ｚｒ−０．８９Ａｌ）〕≦０ならば、
有効Ｂ量＝Ｂ

「５」本発明の靭性に優れた厚手高強度鋼板は、Ｃ：０．０３〜０．０７％（質量％、以下同じ）、Ｓｉ：０．２％以下、Ｍｎ：１．２〜２．０％、Ｐ：０．０１５％以下、Ｓ：０．０００５〜０．００５％、Ｂ：０．０００３〜０．００３％、Ｍｏ：０．０１〜０．２％、Ａｌ：０．００１〜０．０３４％、Ｔｉ：０．００５〜０．０２％、Ｎ：０．００１〜０．００８％、Ｏ：０．００１〜０．００４％、を含有し、さらにＣａ：０．０００３〜０．００４％、Ｍｇ：０．０００３〜０．００４％、のうち１種以上を含有し、残部が鉄および不可避的不純物からなり、板厚：５０〜８０ｍｍ、降伏強度：３９０〜４６０ＭＰａ級、板厚中心部靭性：ｖＴｒｓ：−６０℃以下、溶接入熱量≧２０ｋＪ／ｍｍ、のＨＡＺ靭性：ｖＥ（−４０℃）≧４７Ｊの条件を満足することを特徴とする。

「６」本発明は前記の靭性に優れた厚手高強度鋼板において、下式（１）と（２）を満たすことを特徴とする。
有効Ｂ量（％）≧０．０００３％（１）
０．３０％≦Ｃｅｑ（％）≦０．４０％（２）
ただし、有効Ｂ量とは、変態前のγ（オーステナイト）素地に固溶するＢ量を意味し、Ｃｅｑ＝Ｃ＋Ｍｎ／６＋（Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖ）／５＋（Ｎｉ＋Ｃｕ）／１５とする。

「７」本発明は前記の靭性に優れた厚手高強度鋼板において、前記（１）式の有効Ｂ量において、
（ａ）Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．８９Ａｌ≦０のとき
（ａ１）Ｎ−０．２９Ｔｉ＞０ならば、
有効Ｂ量＝Ｂ−０．７７（Ｎ−０．２９Ｔｉ）
（ａ２）Ｎ−０．２９Ｔｉ≦０ならば、
有効Ｂ量＝Ｂ
（ｂ）Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．８９Ａｌ＞０、かつ、Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．８９Ａｌ）≧０．００５のとき、
（ｂ１）Ｎ−０．２９〔Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．８９Ａｌ）〕＞０ならば、
有効Ｂ量＝Ｂ−０．７７｛Ｎ−０．２９〔Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．８９Ａｌ）〕｝
（ｂ２）Ｎ−０．２９〔Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．８９Ａｌ）〕≦０ならば、有効Ｂ量＝Ｂとされてなることを特徴とする。

「８」本発明は前記の靭性に優れた厚手高強度鋼板において、前記（１）式の有効Ｂ量において、さらに、質量％でＲＥＭ：０．０００３〜０．０２％、Ｚｒ：０．０００３〜０．０２％のうち１種以上を含有し、（１）式に代わって下式（５）を満たすことを特徴とする。
有効Ｂ量（％）≧０．０００３％（５）
ただし、
（ｃ）Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．１７ＲＥＭ−０．３５Ｚｒ−０．８９Ａｌ≦０のとき
（ｃ１）Ｎ−０．２９Ｔｉ＞０ならば、
有効Ｂ量＝Ｂ−０．７７（Ｎ−０．２９Ｔｉ）
（ｃ２）Ｎ−０．２９Ｔｉ≦０ならば、
有効Ｂ量＝Ｂ
（ｄ）ただし、Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．１７ＲＥＭ−０．３５Ｚｒ−０．８９Ａｌ＞０、かつ、Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．１７ＲＥＭ−０．３５Ｚｒ−０．８９Ａｌ）≧０．００５のとき、
（ｄ１）Ｎ−０．２９〔Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．１７ＲＥＭ−０．３５Ｚｒ−０．８９Ａｌ）〕＞０ならば、
有効Ｂ量＝Ｂ−０．７７｛Ｎ−０．２９〔Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．１７ＲＥＭ−０．３５Ｚｒ−０．８９Ａｌ）〕｝
（ｄ２）Ｎ−０．２９〔Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．１７ＲＥＭ−０．３５Ｚｒ−０．８９Ａｌ）〕≦０ならば、
有効Ｂ量＝Ｂ

本発明によれば、板厚が５０〜８０ｍｍの厚手鋼板において、（１）高い降伏強度（３９０〜４６０ＭＰａ級）、（２）良好な板厚中心部靭性（ｖＴｒｓ≦−６０℃）、（３）良好な大入熱溶接ＨＡＺ靭性（溶接入熱量≧２０ｋＪ／ｍｍ、ｖＥ（−４０℃）≧４７Ｊ）、（４）高い圧延能率（圧延終了温度≧８００℃）、を同時に満足できる。
従って、本発明によって製造される厚手鋼板が造船をはじめとする各種の溶接構造物に使用されることで、構造物の大型化、建造における溶接の高能率化、破壊に対する高い安全性、鋼材の安定供給と経済性、が同時に満たされ、産業上の効果は計り知れない。

本発明は、ＴＭＣＰ型のＢ添加厚手鋼板において、母材強度、母材靭性、大入熱溶接ＨＡＺ靭性、圧延能率、を同時に高める技術である。これら複数の特性を高い次元でバランスさせるために本発明者が種々研究した結果、緩冷条件で特徴的に発現されるＢと、ごく微量のＭｏの組合せよる焼入性の向上効果を見つけ出し、緩冷条件となる厚手母材と大入熱溶接ＨＡＺの両方で生成する上部ベイナイトの靭性を高める技術を発明した。

まず第一に、母材強度と大入熱ＨＡＺ靭性が相反することの解決を目指した。
板厚５０〜８０ｍｍでの加速冷却時の冷却速度は、現有設備による通常の冷却条件においては、平均冷却速度で３〜１０℃／ｓと小さく、板厚１／２部ではさらに緩冷となる。このような緩冷条件のもとで十分な焼入性を確保して３９０〜４６０ＭＰａ級の降伏強度を達成するためには、単純には合金元素を多量に添加すればよいが、そうすると大入熱溶接ＨＡＺの焼入性も高まってＨＡＺが硬化して脆化する。そこで、ＨＡＺ硬さの目安である炭素当量（Ｃｅｑ）をできるだけ低減しつつ、母材強度を確保する技術として、ＢとＭｏの複合添加に着眼し、ＴＭＣＰ型厚手鋼板を前提に、母材強度、大入熱溶接ＨＡＺ靭性、母材靭性、圧延能率を同時に満足する最適な鋼の化学成分と鋼板製造条件を見出した。
まず、母材でＢの焼入性を引き出すためにＭｏに着眼したが、Ｍｏは非常に高価であり、大入熱溶接ＨＡＺでＭＡ生成（マルテンサイト−オーステナイト混合相生成：ＭＡ：Ｍａｒｔｅｎｓｉｔｅ− Ａｕｓｔｅｎｉｔｅｃｏｎｓｔｉｔｕｅｎｔ）を助長する有害性があることから、従来技術に対してＭｏの添加量を可能な限り抑えつつ、その効果を有効に引き出す工夫が不可欠となった。そのためには、Ｂに複合させる微量Ｍｏの効果と、その効果が発揮される条件を定量的に明確化することが肝心であると考えた。

そこで、Ｂ添加を前提にＭｏ低減を系統的に検討する中で次の知見を見い出した。
図１は１０ｐｐｍＢを含む鋼材（ベース組成：０．０５％Ｃ−０．１％Ｓｉ−１．５％Ｍｎ−０．０１％Ａｌ−０．０１％Ｔｉ−０．００３％Ｎ−０．００２％Ｏ−０．００１％Ｃａ）にわずか０．０８％のＭｏを複合することによる変態開始温度の低下代と冷却速度の関係を示す。
図１に示す結果から、Ｂにわずか０．０８％のＭｏを複合して鋼材に添加すると、１０℃／ｓ以下（例えば０．５℃／ｓ〜１０℃／ｓの範囲）の緩冷条件において鋼材の焼入性が効果的に向上する効果を見出した。しかも、冷却速度が小さくなるほどその効果が増大する現象を発見した。

つまり、加速冷却される板厚５０〜８０ｍｍの鋼板（平均冷却速度：３〜１０℃／ｓ）において、従来知見に対してごく微量のＭｏをＢと複合添加することで焼入性の向上効果が現れ、その効果は冷却速度が不足する厚手材や板厚内部ほど大きくなるという特徴を見出した。この定量的な新規の知見に基づき、本発明ではＢと微量Ｍｏの複合効果をＴＭＣＰ型厚手鋼板へ利用し、母材組織を均一な上部ベイナイト主体に制御することで所定の降伏強度を達成する。このとき、有効Ｂ量を０．０００３％以上確保し、Ｃｅｑを０．３０％以上確保し、スラブ再加熱温度を１０００〜１２５０℃に制御し、圧延後にＡｒ_３以上から加速冷却（平均冷却速度３〜１０℃／ｓで冷却することを意味する。）を行い、このときに加速冷却が可能な手段の一例として水量密度を０．３ｍ^３／ｍ^２／ｍｉｎ以上確保することが好ましい。これは、高い焼入性を確保して高い降伏強度を安定的に達成するためである。
鋼の化学成分で決まる有効Ｂ量が０．０００３％より少ないと固溶Ｂが不足してＢの焼入性が不足する。Ｃｅｑが０．３０％未満ではＢ以外の化学成分の焼入性が不足する。

また、スラブ再加熱温度が１０００℃未満だとＢ炭化物が溶解しないので、有効Ｂ量が十分でも実質的な固溶Ｂが不足してＢの焼入性が不足する。スラブ再加熱温度が１２５０℃を超えるとＴｉＮが溶解して固溶Ｎが増加し、圧延中あるいは圧延後にＢＮが析出するので、有効Ｂ量が十分でも実質的な固溶Ｂが不足しＢの焼入性が不足する。このとき同時に、ピン止め効果が低減してγ粒の粗大化が生じる。
圧延後の加速冷却をＡｒ_３未満から行うと、フェライト分率が増加して降伏強度が大きく低下する。加速冷却を行う場合の水量密度が０．３ｍ^３／ｍ^２／ｍｉｎ未満だと冷却速度が不足して焼入性が不足する。

次に、大入熱溶接ＨＡＺ靭性でのＭｏ添加の有害性、つまり、ＭＡの増加を抑えることが本発明の大きな課題である。単純にＢと微量Ｍｏを複合添加すると大入熱溶接ＨＡＺでの変態温度が低下し、ＭＡを多く含む上部ベイナイトが生成し、靭性が不安定となる問題が生じる。そこで、Ｂ−微量Ｍｏ成分を前提に大入熱溶接ＨＡＺでのベイナイト変態温度を高め、冷却中のＭＡ分解を促進することを検討した。
その検討の結果、適正にＣとＳｉを低減すれば、ＭＡをごく少量しか含まない、あるいはＭＡを全く含まない上部ベイナイトが高温で生成することを見出した。このように、Ｂ−微量Ｍｏ成分に低Ｃ−低Ｓｉ成分を組み合わせると、脆化相であるＭＡが減少することに加えて、脆化相であるセメンタイトが少量かつ微細に分散し、硬さも低下する効果を得られることが判明した。このような大入熱溶接ＨＡＺの上部ベイナイト制御を主眼とした成分最適化により、ＭＡ減少、セメンタイト少量微細化、硬さ低減、の三つの効果が重畳し、Ｂ−微量Ｍｏ成分でも良好な大入熱溶接ＨＡＺ靭性を達成できる見込みが得られた。

さらに、ＨＡＺ靭性を安定化させるために、ＣａやＭｇの適正添加によって微細な酸化物や硫化物を多数分散させ、γ粒成長抑制技術（ピン止め）を組合せることを検討した。本発明のようにＨＡＺが上部ベイナイトに制御される場合、脆性破壊における破面単位はγ粒径にほぼ一致する。このような場合、破面単位の微細化を通じて靭性を向上する手段はγ細粒化しかない、と思われる。従って、本発明のＨＡＺ靭性に対しては、従来よりもピン止め効果の寄与は大きいことに着眼した。換言すると、従来鋼のＨＡＺはフェライトとベイナイトが混在し、しかも粒内変態を利用できる余地があるから、本発明よりピン止め効果の寄与は小さい。
このような理由から、本発明の大入熱溶接ＨＡＺではピン止め効果を積極的に利用する。このとき、Ｃｅｑを０．４０％以下に制御する必要がある。Ｃｅｑが０．４０％を超えると、例え低Ｃ−低Ｓｉ−微量Ｍｏ−Ｂ成分でも、上部ベイナイトにおけるＭＡ増加と硬さ上昇を回避することが難しく、γ細粒化を図っても良好なＨＡＺ靭性を得ることは容易ではない。

上述の理由から、本発明の基本成分は低Ｃ−低Ｓｉ−微量Ｍｏ−Ｂに絞り込むこととした。続いて、母材靭性と圧延能率が相反することの解決を目指した。８００℃以上の高温圧延を前提に、板厚１／２部靭性を高めることが課題である。
本発明の母材組織は上部ベイナイト主体に制御されるから、上部ベイナイトの脆性破壊における金属学的要因を、本成分系のもとで具体的に検討した。
その結果、i）γ粒微細化、ii）ＭＡ低減、iii）セメンタイト少量微細化、が板厚１／２部靭性の向上にとって極めて重要であるとの結論に達し、先述した大入熱溶接ＨＡＺ靭性への対策が有効利用できることが判明した。

以下にi）γ粒微細化、ii）ＭＡ低減、iii）セメンタイト少量微細化を制御する手段を説明する。
i）γ粒微細化のために、スラブ再加熱時のγ粒を細粒化する。そのために、連続鋳造後にスラブをＡｒ_３−２００℃以下に冷却してγ→α変態させ、その後に１２５０℃以下に再加熱することでα→γ変態させる必要がある。スラブをＡｒ_３−２００℃以上から再加熱すると、スラブ内部でγ→α変態が未完了のうちに再加熱されて鋳造時の粗大γが残存する。本成分系では、鋳造時のγ粒が従来鋼より大きくなる欠点があり、この欠点を克服するために確実にγ→α→γ変態を経由してスラブを再加熱することが重要である。
本発明では、スラブ冷却時や圧延後水冷までの空冷時を対象に以下の式（４）を用いてＡｒ_３を計算する。これらの場合、冷却速度が極めて小さいので、Ｂの焼入性は実質的に無視できるほど小さく、下式（４）をＡｒ_３の目安として使って実用上問題ない。
Ａｒ_３（℃）＝９１０−３１０Ｃ−８０Ｍｎ−２０Ｃｕ−５５Ｎｉ−８０Ｍｏ（４）

また、再加熱温度が１２５０℃を超えるとγ粒成長が著しくなり粗大γが生成する。更にi）γ粒微細化のために、圧延終了温度が８００〜９００℃のもとで圧延再結晶を繰り返す。そのために、スラブ厚み／圧延終了時鋼板厚みが２．５以上となる十分な累積圧下量を確保する必要がある。累積圧下量がこれより少ないと、圧延再結晶γが十分には微細化しない。また、圧延終了温度が９００℃を超えると、圧延途中や圧延終了後に再結晶γが成長して粗大化する。これは、Ｂと微量Ｍｏの複合添加による再結晶γ粒の成長抑制効果が９００℃を超えるとほとんど効かなくなるからである。Ｎｂを添加して８００〜９００℃で圧延を終了すると、γの一部あるいは全部が未再結晶γとなるから、より一層のγ微細化が容易であるが、Ｂ−微量Ｍｏ成分にＮｂを添加すると大入熱溶接ＨＡＺでＭＡ生成が助長される有害性がある。
従って、本発明では大入熱溶接ＨＡＺ靭性の観点からできるだけＮｂ添加を控えつつ、母材靭性を高めなければならない制約がある。

ii）ＭＡ低減とiii）セメンタイト少量微細化のためには、基本的には大入熱溶接ＨＡＺの場合と同様の成分最適化が有効である。つまり、Ｂ−微量Ｍｏ成分を前提にＢの焼入性を適正に確保したうえで、Ｃ低減、Ｓｉ低減、Ｃｅｑ上限規制、Ｎｂ低減を図り、ＭＡ生成を抑えてセメンタイトを少量微細化した上部ベイナイトに制御する。ＭＡ減少には必要に応じて水冷停止温度の高温化や６５０℃以下の焼戻し処理を適用することが有効であるが、母材強度が低下するので所定の強度を下回らない条件で適用する必要がある。なお、焼戻し処理はオフライン作業となるので、圧延ラインにおける圧延能率を低下させる原因にならない。
以上説明したように、本発明の要点は、ＴＭＣＰ型厚手母材と大入熱溶接ＨＡＺに共通する小さな冷却速度のもとで、Ｂと微量Ｍｏの組合せによる焼入性の向上効果を利用し、ＭＡやセメンタイトなどの脆化相が少量かつ微細に分散した靭性の良好な上部ベイナイト組織を活用することである。

以下に本発明における鋼の化学成分について限定理由を説明する。
Ｃは厚手母材で高い強度を確保するためにＢ−微量Ｍｏ添加と相俟って０．０３％以上必要である。Ｂ−微量Ｍｏ成分のもとで良好な大入熱溶接ＨＡＺ靭性と良好な板厚１／２部靭性を確保するために、Ｃを０．０７％以下に抑える必要がある。
Ｓｉは脱酸作用を有するが、Ｂ−微量Ｍｏ成分のもとで良好な大入熱溶接ＨＡＺ靭性と良好な板厚１／２部靭性を確保するために、Ｓｉを０．２％以下に抑える必要がある。
Ｍｎは脱酸作用を有すると同時に、厚手母材で高い強度を経済的に確保するために１．２％以上必要である。ただし、２．０％を超えてＭｎを添加すると、スラブの中心偏析の有害性が顕著となるため、板厚１／２部の母材靭性や大入熱溶接ＨＡＺ靭性が劣化するためこれが上限である。
Ｐは不純物元素であり、板厚１／２部靭性と大入熱溶接ＨＡＺ靭性を安定的に確保するために、０．０１５％以下に低減する必要がある。
Ｓは必要な元素であり、後述する大入熱溶接ＨＡＺでのピン止め効果のために０．０００５％以上添加する。Ｓは適正に添加されたＣａやＭｇと結合して、微細な硫化物を数多く形成してγ細粒化をもたらす。しかし、Ｓが０．００５％を超えると硫化物が粗大化してピン止め効果が低下すると同時に、破壊起点しての有害性も顕著となるから、大入熱溶接ＨＡＺ靭性が劣化する。

ＢとＭｏは本発明の特徴的な元素であり、最も重要な元素である。これらを本発明の低いＣと低いＳｉのもとで複合的に添加すると、厚手母材の大入熱溶接ＨＡＺの小さな冷却条件で靭性の良好な上部ベイナイトが得られ、厚手母材と大入熱溶接ＨＡＺの材質を高い次元でバランスさせることができる。そのためには、Ｂを０．０００３％以上、Ｍｏを０．０１％以上添加する必要がある。ただし、０．００３％を超えてＢを添加すると焼入性が低下すると同時に、Ｂ系の粗大析出物が生成して厚手母材と大入熱溶接ＨＡＺの両方で靭性が劣化するため、これが上限である。また、０．２％を超えてＭｏを添加すると、大入熱溶接ＨＡＺのみならず厚手母材においてもＭＡが増加して靭性が劣化する。その上、Ｍｏは非常に高価なので０．２％以上の多量添加は工業製品としての経済性を著しく失う。従って、Ｍｏの上限は０．２％である。大入熱溶接ＨＡＺ靭性と経済性の両面を考慮すると、０．１５％以下のＭｏ添加が好ましい。このようなごく微量のＭｏであっても、小さな冷却速度のもとではＢの焼入性を有効に高める作用が本発明で定量的に明らかになった。

Ａｌは脱酸を担いＯを低減するために必要である。Ａｌ以外のＳｉ、Ｍｎ、Ｔｉ、Ｃａ、Ｍｇなども脱酸作用があるが、例えこれらの元素が添加される場合でも、０．００１％以上のＡｌがないと安定的にＯを０．００４％以下に抑えることは難しい。ただし、Ａｌが０．０３４％を超えると、アルミナ系の粗大酸化物がクラスター化する傾向を強め、破壊起点として有害化が顕著となるため、これが上限である。
ＴｉはＮと結合してＴｉＮを形成し固溶Ｎを低減する。その結果、添加されたＢがＢＮを形成することを抑え、γ中の固溶Ｂを確保することでＢの焼入性を確保する効果がある。同時に、ＴｉＮはスラブ再加熱時と大入熱溶接ＨＡＺでピン止め効果に貢献しγ細粒化に寄与する。このような二つの効果を同時に発揮するために、Ｔｉを０．００５〜０．０２％、Ｎを０．００１〜０．００８％、有効Ｂ量を０．０００３％以上とする必要がある。ＴｉとＮがそれぞれ０．００５％、０．００１％に満たないとＴｉＮによるピン止め効果が十分に発揮されず、厚手母材と大入熱溶接ＨＡＺ靭性が劣化する。ＴｉとＮがそれぞれ０．０２％、０．００８％を超えると、ＴｉＣ析出や固溶Ｎ増加によって厚手母材と大入熱溶接ＨＡＺ靭性が劣化する。さらに、ＴｉとＮが適正範囲にあっても、有効Ｂ量が０．０００３％未満であると、γ中の固溶Ｂの量が不足して焼入性を確保できないから、厚手母材で上部ベイナイト主体の組織制御が困難となり、強度、靭性を確保できなくなる。

以下に、有効Ｂ量の考え方を説明する。
化学成分として添加されたＴｉは、溶鋼中の脱酸で消費される場合があり（低Ａｌの場合に起こりやすい）、脱酸後に残ったＴｉが凝固後のγ中でＴｉＮを形成する。このとき、Ｔｉに対してＮが過剰であると、ＴｉＮを形成した後に残ったＮがＢの一部と結合してＢＮを形成する。そして、ＢＮを形成した残りのＢが固溶Ｂとして焼入性に寄与する。この焼入性に寄与する固溶Ｂ量を本発明では有効Ｂ量として扱う。
各元素の添加量、熱力学的な反応順序、生成物質の化学量論組成、に基づいた有効Ｂ量の計算方法を以下に説明する。まず、脱酸力の高い順にＣａ、Ｍｇ、ＲＥＭ（希土類元素）、Ｚｒ、ＡｌがＯと結合すると仮定する。このときの脱酸生成物としてＣａＯ、ＭｇＯ、ＲＥＭ_２Ｏ_３、ＺｒＯ_２、Ａｌ_２Ｏ_３を仮定して、脱酸されるＯ量を計算する。

Ｔｉよりも脱酸力の強いこれらの元素によって脱酸が完了しない場合、下式を満たす。
Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．１７ＲＥＭ−０．３５Ｚｒ−０．８９Ａｌ＞０
この場合、残ったＯをＴｉが脱酸することになる。そこで、Ｔｉ_２Ｏ_３を仮定して、脱酸で消費されるＴｉを差し引いた残りのＴｉは下式で計算され、この値が０．００５％以上になる必要がある。
ここで、脱酸で消費されるＴｉを差し引いた残りのＴｉが０．００５％以上必要なのは、先の段落に記載するように、本願に必要なＴｉＮを確保するためである。脱酸で消費されるＴｉを差し引いた残りのＴｉが０．００５％未満であると、ＴｉＮによるピン止め効果が十分に発揮されず、厚手母材と大入熱溶接ＨＡＺ靭性が劣化する。

Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．１７ＲＥＭ−０．３５Ｚｒ−０．８９Ａｌ）≧０．００５
脱酸で残った０．００５％以上のＴｉがＴｉＮを形成し、Ｎが残る場合は下式が正の値、Ｎが残らない場合は下式が０または負の値になる。
Ｎ−０．２９〔Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．１７ＲＥＭ−０．３５Ｚｒ−０．８９Ａｌ）〕＞０：Ｎが残る場合
Ｎ−０．２９〔Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．１７ＲＥＭ−０．３５Ｚｒ−０．８９Ａｌ）〕≦０：Ｎが残らない場合
上式が正の値となってＮが残る場合は、Ｂの一部がＢＮとして消費されるから、下式によって有効Ｂ量が計算される。
有効Ｂ量＝Ｂ−０．７７｛Ｎ−０．２９〔Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．１７ＲＥＭ−０．３５Ｚｒ−０．８９Ａｌ）〕｝
上式が０または負の値となってＮが残らない場合は、下式によって有効Ｂ量が計算される。
有効Ｂ量＝Ｂ

前記の式において、Ｃａ、Ｍｇ、ＲＥＭ、Ｚｒ、Ａｌの係数について述べると、溶鋼中での脱酸反応（酸化反応）による生成物（酸化物）としてＣａＯ、ＭｇＯ、ＲＥＭ_２Ｏ_３、ＺｒＯ_２、Ａｌ_２Ｏ_３を仮定し、これらの酸化物として存在するＯ量を質量％で計算する。
例えば、ＣａＯの場合、原子量はＣａが４０でＯが１６であるから、Ｃａの質量％に対して１６／４０＝０．４のＯが結合する。Ａｌ_２Ｏ_３であれば原子量はＡｌが２７でＯが１６であるから、Ａｌの質量％に対して（１６×３）／（２７×２）＝０．８９のＯが結合する。以下同様の計算概念として前述の式の各元素の係数（０．６６：Ｍｇ、０．１７：ＲＥＭ、０．３５：Ｚｒ）を規定した。

また、有効Ｂ量の導出式概念を低温側から高温側に遡って示すと下記のようになる。
有効Ｂ量＝成分Ｂ量−ＢａｓＢＮ
→ＢａｓＢＮ＝０．７７（Ｎ−ＮａｓＴｉＮ）
→ＮａｓＴｉＮ＝０．２９（Ｔｉ−ＴｉａｓＴｉ_２Ｏ_３）
→ＴｉａｓＴｉ_２Ｏ_３＝２（Ｏ−ＯａｓＣａＯ−ＯａｓＭｇＯ−ＯａｓＲＥＭ_２Ｏ_３−ＯａｓＺｒＯ_２−ＯａｓＡｌ_２Ｏ_３）
→ＯａｓＣａＯ＝０．４Ｃａ
ＯａｓＭｇＯ＝０．６６Ｍｇ
ＯａｓＲＥＭ_２Ｏ_３＝０．１７ＲＥＭ
ＯａｓＺｒＯ_２＝０．３５Ｚｒ
ＯａｓＡｌ_２Ｏ_３＝０．８９Ａｌ

次に、有効Ｂ量の導出式概念を高温側から低温側への反応順に示すと下記のようになる。製鋼での精錬→凝固工程で下記の順に反応する。
１）液相（溶鋼中）での脱酸反応（１６００℃付近）
Ｏとの化学的親和力の強い順にＣａＯ→ＭｇＯ→ＲＥＭ_２Ｏ_３→ＺｒＯ_２→Ａｌ_２Ｏ_３の反応が生じて溶鋼中の溶存Ｏが減少していく。これで脱酸が完了する場合は式（ａ）と（ｃ）で表現される。脱酸が完了せずに溶存Ｏが残る場合は、式（ｂ）、（ｄ）で表現され、Ａｌより弱脱酸元素であるＴｉがＴｉ_２Ｏ_３として脱酸に寄与し、成分Ｔｉから脱酸で消費されたＴｉａｓＴｉ_２Ｏ_３を差し引いた残りのＴｉが０．００５％以上となる。

２）固相（凝固γ中）での脱窒反応（１３００℃付近〜８００℃付近）
Ｎとの化学的親和力の強い順にＴｉＮ→ＢＮ→ＡｌＮの反応が生じて固相γ中の固溶Ｎが減少していく。まず、脱酸で消費された残りのＴｉが脱窒反応を生じる。これで脱窒が完了する場合は式（ａ２）、（ｂ２）、（ｃ２）、（ｄ２）で表現され、γ中に固溶Ｎが存在しないからＢはＢＮを形成せずに全てが固溶Ｂとして存在する。一方、Ｔｉによって脱窒が完了せず固溶Ｎが残る場合は式（ａ１）、（ｂ１）、（ｃ１）、（ｄ１）で表現され、Ｂの一部がＢＮを生成し残りが固溶Ｂとなる。

一方、Ｔｉよりも脱酸力の強い元素によって脱酸が完了する場合、下式を満たす。
Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．１７ＲＥＭ−０．３５Ｚｒ−０．８９Ａｌ≦０
この場合、Ｔｉは脱酸で消費されない。ＴｉがＴｉＮを形成し、Ｎが残る場合は下式を満たす。
Ｎ−０．２９Ｔｉ＞０
このときの有効Ｂ量は下式で計算される。
有効Ｂ量＝Ｂ−０．７７（Ｎ−０．２９Ｔｉ）
ＴｉがＴｉＮを形成し、Ｎが残らない場合は下式を満たす。
Ｎ−０．２９Ｔｉ≦０
このときの有効Ｂ量は下式で計算される。
有効Ｂ量＝Ｂ

前記の式において、Ｎ−０．２９Ｔｉにおける０．２９ＴｉはＮａｓＴｉＮを意味する。原子量はＴｉが４８でＮが１４であるから、Ｔｉ（正確には脱酸で消費されたＴｉを差し引いた残りのＴｉ）の質量％に対して１４／４８＝０．２９のＮが結合する。Ｎ−０．２９Ｔｉ≦０ならば、Ｎは全てＴｉＮで固定され、γ（オーステナイト）素地中に固溶Ｎは存在しない。一方、Ｎ−０．２９Ｔｉ＞０ならば、γ素地中にはＴｉＮのほかに固溶Ｎが存在するので、この固溶ＮはＢと結合してＢＮを生成し、有効Ｂ量を減少させる。

Ｏは０．００４％以下に抑える必要がある。Ｏが０．００４％を超えると、酸化物の一部が粗大化して破壊起点として有害性をもたらし、厚手母材と大入熱溶接ＨＡＺ靭性が劣化する。一方で、Ｏは０．００１％以上確保する必要がある。その理由は、大入熱溶接ＨＡＺの溶融線近傍において、ＨＡＺ靭性を安定化させるために、後述するＣａやＭｇの適正添加によって微細な酸化物を多数分散させ、ピン止め効果を強化してγ細粒化をはかるためである。Ｏが０．００１％未満では、酸化物個数が不足して十分なピン止め効果が得られない。
Ｃａ、Ｍｇは溶鋼への添加順序を考慮しつつ一方あるいは両方を０．０００３％以上添加することで、ＣａやＭｇを含有する１０〜５００ｎｍの酸化物や硫化物を１０００個／ｍｍ^２以上確保することができる。ＣａやＭｇが０．０００３％未満では、ピン止め粒子である酸化物や硫化物の個数が不足する。しかし、それぞれ０．００４％以上添加すると、酸化物や硫化物が粗大化してピン止め粒子の個数が不足すると同時に、破壊起点としての有害性も顕著となって、大入熱溶接ＨＡＺ靭性が劣化する。

次に、鋼の化学成分における選択元素の限定理由を説明する。
Ｃｕ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｎｂ、Ｖは厚手母材の強度と靭性を確保するために有効であるが、いずれの元素も大入熱溶接ＨＡＺのＭＡ生成を助長するので、各元素の利害得失を慎重に判断して添加量を吟味する必要がある。特に、Ｂ−微量Ｍｏ成分へのＮｂは細心の注意が必要である。これらの元素が厚手母材の材質改善に効果を発揮する下限は、Ｃｕ、Ｎｉ、Ｃｒでは０．０１％であり、Ｎｂ、Ｖでは０．００１％である。一方、大入熱溶接ＨＡＺ靭性を劣化させる観点から、各元素の有害性を反映して、Ｃｕ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｎｂ、Ｖの上限はそれぞれ１％、３％、０．５％、０．０２％、０．１％である。本発明ではＮｂの有害性が大きい。
ＲＥＭ、Ｚｒは脱酸と脱硫に関与するが、板厚１／２部の粗大な延伸ＭｎＳの生成を抑えて硫化物を球状無害化し、厚手母材と大入熱溶接ＨＡＺ靭性を改善する。これらの効果を発揮するためには、ＲＥＭとＺｒの下限はともに０．０００３％である。ただし、これらの添加量を増やしても効果は飽和するため、経済性の観点からＲＥＭとＺｒの上限はともに０．０２％である。ここでのＲＥＭとはＬａやＣｅなどのランタノイド系元素のことである。

製鋼工程で溶鋼の脱酸・脱硫と化学成分を制御して連続鋳造によってスラブを作製し、これを再加熱して厚板圧延することで板厚５０〜８０ｍｍの鋼板を作製し、加速冷却を行った。さらに、必要に応じてオフラインでの焼戻し処理を行った。
表１に鋼の化学成分を示す。表２と表３に鋼板製造条件を示す。表４と表５に鋼板の機械的性質を示す。母材の機械的性質は、板厚１／２部−圧延長手（Ｌ）方向から試験片を採取した。継手のＨＡＺ靭性は、突合せ開先をエレクトロガス溶接（ＥＧＷ）による１パス溶接を行ない、板厚１／２部ＨＡＺの溶融線から１ｍｍ離れたＨＡＺにノッチを入れて調べた。−４０℃で３本のシャルピー衝撃試験を行ない、平均の吸収エネルギー値を評価した。

本発明鋼１〜１３は、鋼の化学成分を適正化し、圧延能率を重視した鋼板製造条件を適正化することで、厚手にも関わらず３９０〜４６０ＭＰａ級の高い降伏強度と、ｖＴｒｓが−６０℃以下である良好な板厚１／２部靭性と、大入熱溶接にも関わらず−４０℃で良好なＨＡＺ靭性を、同時に満足している。また、本発明鋼２３はＡ式：＜０、Ｂ式：＜０の場合で有効Ｂ量が０．０００３の場合の例であり、いずれの特性も良好となった。
一方、比較鋼１４〜２２は鋼の化学成分が適正でないため、比較鋼１Ａ〜１Ｈは鋼板製造条件が適正でないため、降伏強度、板厚１／２部靭性、大入熱溶接ＨＡＺ靭性、圧延能率、のいずれかが劣り、本発明のようにこれら複数の要求特性を同時に満足することができない。比較鋼２４は化学成分は好ましい範囲であるが有効Ｂ量が少ない例である。

比較鋼１４はＣとＣｅｑが低いため、比較鋼１７はＢと有効Ｂ量が低いため、比較鋼２１と比較鋼２２は有効Ｂ量が低いため、適正な焼入性を確保できず、適正な母材組織制御が困難となり、降伏強度と板厚１／２部靭性の両方が劣る。さらに、大入熱溶接ＨＡＺでの組織制御も難しくなってその靭性が劣る。比較鋼１５はＣが高いために、比較鋼１６はＳｉが高ために、比較鋼１８はＭｏが高いために、比較鋼１９はＮｂが高いために、比較鋼２０はＣｅｑが低いために、大入熱溶接ＨＡＺでの焼入性が過多となって硬化したり、ＭＡ生成が助長されたり、セメンタイトが多量粗大化したりすることで、その靭性が劣る。比較鋼１５と比較鋼１８は母材の板厚１／２部においてもＭＡが多く存在し、その靭性が劣る。
比較鋼１Ａはスラブ再加熱の開始温度が高いため、比較鋼１Ｃはスラブ再加熱温度が高いため、スラブ再加熱時のγ粒が粗大化して板厚１／２部靭性が劣る。比較鋼１Ｄは圧下比が小さいため、比較鋼１Ｅは圧延終了温度が高いため、圧延終了時のγ粒が粗大化して板厚１／２部靭性が劣る。比較鋼１Ｂはスラブ再加熱温度が低いため、比較鋼１Ｃはスラブ再加熱温度が高いため、鋼の化学成分できまる有効Ｂ量が十分であっても実質的な固溶Ｂが不足し、焼入性を確保できず降伏強度が劣る。この焼入性の低下は、板厚１／２部靭性の劣化要因にもなっている。比較鋼１Ｆは圧延終了温度が低いため、圧延時間が長くなる。圧延途中の温度待ちにおいて、鋼板温度が８００℃未満になるとなかなか冷えないため、待ち時間が長くなって圧延能率が大幅に劣化する。比較鋼１Ｇは水冷開始温度がＡｒ_３未満と低いため、比較鋼１Ｈは水量密度が小さいため、フェライト生成が促され、セメンタイトも粗大化するため、降伏強度と板厚１／２部靭性が劣る。

図１は１０ｐｐｍＢを含む鋼材に０．０８％のＭｏを複合することによる変態開始温度の低下代と冷却速度の関係を示す。

Claims

質量％で、
Ｃ：０．０３〜０．０７％
Ｓｉ：０．２％以下
Ｍｎ：１．２〜２．０％
Ｐ：０．０１５％以下
Ｓ：０．０００５〜０．００５％
Ｂ：０．０００３〜０．００３％
Ｍｏ：０．０１〜０．２％
Ａｌ：０．００１〜０．０３４％
Ｔｉ：０．００５〜０．０２％
Ｎ：０．００１〜０．００８％
Ｏ：０．００１〜０．００４％
を含有し、さらに
Ｃａ：０．０００３〜０．００４％
Ｍｇ：０．０００３〜０．００４％
のうち１種以上を含有し、
下式（１）と（２）を満たし、
有効Ｂ量（％）≧０．０００３％（１）
０．３０％≦Ｃｅｑ（％）≦０．４０％（２）
残部が鉄および不可避的不純物によって化学成分が構成される連続鋳造スラブを、Ａｒ_３が下式（４）で計算されるとき、連続鋳造後にＡｒ_３−２００℃以下まで冷却した後に１０００〜１２５０℃に再加熱し、その後に下式（３）を満たす熱間圧延を８００℃〜９００℃で終了し、その後にＡｒ_３以上から加速冷却することを特徴とする、靭性に優れた厚手高強度鋼板の製造方法。
ただし、Ｃｅｑ＝Ｃ＋Ｍｎ／６＋（Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖ）／５＋（Ｎｉ＋Ｃｕ）／１５の関係とし、熱間圧延の圧下について、
スラブ厚み（ｍｍ）／圧延終了時鋼板厚み（ｍｍ）≧２．５（３）の関係とし、
Ａｒ_３について、
Ａｒ_３（℃）＝９１０−３１０Ｃ−８０Ｍｎ−２０Ｃｕ−５５Ｎｉ−８０Ｍｏ（４）の関係とし、有効Ｂ量とは、変態前のγ（オーステナイト）素地に固溶するＢ量を意味する。
前記有効Ｂ量において、
（ａ）Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．８９Ａｌ≦０のとき
（ａ１）Ｎ−０．２９Ｔｉ＞０ならば、
有効Ｂ量＝Ｂ−０．７７（Ｎ−０．２９Ｔｉ）
（ａ２）Ｎ−０．２９Ｔｉ≦０ならば、
有効Ｂ量＝Ｂ
（ｂ）Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．８９Ａｌ＞０、かつ、Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．８９Ａｌ）≧０．００５のとき、
（ｂ１）Ｎ−０．２９〔Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．８９Ａｌ）〕＞０ならば、
有効Ｂ量＝Ｂ−０．７７｛Ｎ−０．２９〔Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．８９Ａｌ）〕｝
（ｂ２）Ｎ−０．２９〔Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．８９Ａｌ）〕≦０ならば、有効Ｂ量＝Ｂ
とすることを特徴とする請求項１に記載の靭性に優れた厚手高強度鋼板の製造方法。
さらに、質量％で
Ｃｕ：０．０１〜１％
Ｎｉ：０．０１〜３％
Ｃｒ：０．０１〜０．５％
Ｎｂ：０．００１〜０．０２％
Ｖ：０．００１〜０．１％
の中から１種以上を含有することを特徴とする、請求項１または２に記載の靭性に優れた厚手高強度鋼板の製造方法。
さらに、質量％で
ＲＥＭ：０．０００３〜０．０２％
Ｚｒ：０．０００３〜０．０２％
のうち１種以上を含有し、（１）式に代わって下式（５）を満たすことを特徴とする、請求項１〜３のいずれかに記載の靭性に優れた厚手高強度鋼板の製造方法。
ここで、有効Ｂについて、
有効Ｂ量（％）≧０．０００３％（５）
ただし、
（ｃ）Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．１７ＲＥＭ−０．３５Ｚｒ−０．８９Ａｌ≦０のとき
（ｃ１）Ｎ−０．２９Ｔｉ＞０ならば、
有効Ｂ量＝Ｂ−０．７７（Ｎ−０．２９Ｔｉ）
（ｃ２）Ｎ−０．２９Ｔｉ≦０ならば、
有効Ｂ量＝Ｂ
（ｄ）ただし、Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．１７ＲＥＭ−０．３５Ｚｒ−０．８９Ａｌ＞０、かつ、Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．１７ＲＥＭ−０．３５Ｚｒ−０．８９Ａｌ）≧０．００５のとき、
（ｄ１）Ｎ−０．２９〔Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．１７ＲＥＭ−０．３５Ｚｒ−０．８９Ａｌ）〕＞０ならば、
有効Ｂ量＝Ｂ−０．７７｛Ｎ−０．２９〔Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．１７ＲＥＭ−０．３５Ｚｒ−０．８９Ａｌ）〕｝
（ｄ２）Ｎ−０．２９〔Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．１７ＲＥＭ−０．３５Ｚｒ−０．８９Ａｌ）〕≦０ならば、
有効Ｂ量＝Ｂ
Ｃ：０．０３〜０．０７％（質量％、以下同じ）、
Ｓｉ：０．２％以下、
Ｍｎ：１．２〜２．０％、
Ｐ：０．０１５％以下、
Ｓ：０．０００５〜０．００５％、
Ｂ：０．０００３〜０．００３％、
Ｍｏ：０．０１〜０．２％、
Ａｌ：０．００１〜０．０３４％、
Ｔｉ：０．００５〜０．０２％、
Ｎ：０．００１〜０．００８％、
Ｏ：０．００１〜０．００４％、
を含有し、さらに
Ｃａ：０．０００３〜０．００４％
Ｍｇ：０．０００３〜０．００４％
のうち１種以上を含有し、残部が鉄および不可避的不純物からなり、
板厚：５０〜８０ｍｍ、降伏強度：３９０〜４６０ＭＰａ級、板厚中心部靭性：ｖＴｒｓ：−６０℃以下、溶接入熱量≧２０ｋＪ／ｍｍ、のＨＡＺ靭性：ｖＥ（−４０℃）≧４７Ｊの条件を満足する靭性に優れた厚手高強度鋼板。
下式（１）と（２）を満たすことを特徴とする請求項５に記載の靭性に優れた厚手高強度鋼板。
有効Ｂ量（％）≧０．０００３％（１）
０．３０％≦Ｃｅｑ（％）≦０．４０％（２）
ただし、有効Ｂ量とは、変態前のγ（オーステナイト）素地に固溶するＢ量を意味し、Ｃｅｑ＝Ｃ＋Ｍｎ／６＋（Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖ）／５＋（Ｎｉ＋Ｃｕ）／１５とする。
前記（１）式の有効Ｂ量において、
（ａ）Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．８９Ａｌ≦０のとき
（ａ１）Ｎ−０．２９Ｔｉ＞０ならば、
有効Ｂ量＝Ｂ−０．７７（Ｎ−０．２９Ｔｉ）
（ａ２）Ｎ−０．２９Ｔｉ≦０ならば、
有効Ｂ量＝Ｂ
（ｂ）Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．８９Ａｌ＞０、かつ、Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．８９Ａｌ）≧０．００５のとき、
（ｂ１）Ｎ−０．２９〔Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．８９Ａｌ）〕＞０ならば、
有効Ｂ量＝Ｂ−０．７７｛Ｎ−０．２９〔Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．８９Ａｌ）〕｝
（ｂ２）Ｎ−０．２９〔Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．８９Ａｌ）〕≦０ならば、有効Ｂ量＝Ｂ
とされてなることを特徴とする請求項６に記載の靭性に優れた厚手高強度鋼板。
さらに、質量％で
ＲＥＭ：０．０００３〜０．０２％
Ｚｒ：０．０００３〜０．０２％
のうち１種以上を含有し、（１）式に代わって下式（５）を満たすことを特徴とする、請求項６に記載の靭性に優れた厚手高強度鋼板。
有効Ｂ量（％）≧０．０００３％（５）
ただし、
（ｃ）Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．１７ＲＥＭ−０．３５Ｚｒ−０．８９Ａｌ≦０のとき
（ｃ１）Ｎ−０．２９Ｔｉ＞０ならば、
有効Ｂ量＝Ｂ−０．７７（Ｎ−０．２９Ｔｉ）
（ｃ２）Ｎ−０．２９Ｔｉ≦０ならば、
有効Ｂ量＝Ｂ
（ｄ）ただし、Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．１７ＲＥＭ−０．３５Ｚｒ−０．８９Ａｌ＞０、かつ、Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．１７ＲＥＭ−０．３５Ｚｒ−０．８９Ａｌ）≧０．００５のとき、
（ｄ１）Ｎ−０．２９〔Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．１７ＲＥＭ−０．３５Ｚｒ−０．８９Ａｌ）〕＞０ならば、
有効Ｂ量＝Ｂ−０．７７｛Ｎ−０．２９〔Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．１７ＲＥＭ−０．３５Ｚｒ−０．８９Ａｌ）〕｝
（ｄ２）Ｎ−０．２９〔Ｔｉ−２（Ｏ−０．４Ｃａ−０．６６Ｍｇ−０．１７ＲＥＭ−０．３５Ｚｒ−０．８９Ａｌ）〕≦０ならば、
有効Ｂ量＝Ｂ