JP5803682B2 - 冷延鋼板の製造方法 - Google Patents
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Description
本発明は、加熱帯、均熱帯および冷却帯を有する連続焼鈍設備を用いて４４０ＭＰａ級の冷延鋼板を安定して製造する方法に関するものである。なお、本発明でいう４４０ＭＰａ級の冷延鋼板とは、引張強さが３９０〜４９０ＭＰａの範囲の高強度冷延鋼板のことをいう。
４４０ＭＰａ級の冷延鋼板は、主に自動車車体の各種部材の素材として広く用いられており、近年、燃費改善や安全性向上を図る観点から、その使用部位も大きく拡大してきている。そのため、斯かる用途に用いられる鋼板には、高強度であることの他に、加工性に優れていることも必要とされている。
冷延鋼板の加工性に影響を及ぼす因子としては、ｎ値、ｒ値、降伏比などの各種指標がある。しかし、例えば、プレス加工で自動車部材を製造する場合、その加工を安定して行うには、引張強さ（ＴＳ）の変動が小さいことが重要である。
連続焼鈍法を用いて製造する４４０ＭＰａ級の冷延鋼板は、鋼組織がフェライト・パーライト組織からなり、固溶強化やパーライト組織強化で高強度化を図っているものがある。このような鋼の強化機構を利用した鋼板の製造においては、焼鈍後の製品の引張強さは大きく変動し、４４０ＭＰａ級冷延鋼板の引張強さの変動量は３σ（σ：標準偏差）で３０ＭＰａ程度もあり、３σで１５ＭＰａ以下に抑えて安定して製造することは極めて難しい。
ところで、連続焼鈍設備を用いて製造する冷延鋼板の強度のばらつきを抑制する技術としては、特許文献１の技術がある。この技術は、焼入れ手段を有する連続焼鈍設備を用いて高強度冷延鋼板を製造するに際して、予め鋼板の板厚、炭素含有量、リン含有量、焼入れ開始温度、焼入れ停止温度および焼入れ後の焼戻し温度と引張強度の関係を求めておき、対象鋼板の板厚、炭素含有量、リン含有量、焼入れ停止温度および焼入れ後の焼戻し温度を考慮して、目標引張強度に応じて焼入れ開始温度を算出し、求めた焼入れ開始温度で焼入れすることで、引張強度が５０〜１５０ｋｇｆ／ｍｍ２（４９０〜１４７０ＭＰａ）の強度ばらつきの少ない高強度冷延鋼板を安定して得る技術に関するものである。
しかしながら、上記特許文献１の技術は、水焼入れのような１００℃／秒以上で急速冷却してマルテンサイト相のような低温変態相を生成させて引張強さＴＳが４９０ＭＰａ以上の高強度冷延鋼板を製造する場合に有効な技術であり、ロール冷却やガスジェット冷却のように５〜５０℃／秒の中低速冷却を実施する４４０ＭＰａ級の冷延鋼板の製造方法には適用することはできない。
そこで、本発明の目的は、連続焼鈍設備を用いて、ロール冷却やガスジェット冷却のような中低速冷却で４４０ＭＰａ級の冷延鋼板を製造する場合において、引張強さのばらつきを極めて小さくすることができる冷延鋼板の有利な製造方法を提案することにある。なお、具体的な目標としては、４４０ＭＰａ級の冷延鋼板における引張強さのばらつきを３σで１５ＭＰａ以内に抑えることにある。
発明者らは、上記課題を解決するべく、連続焼鈍後の鋼板の引張強さに影響を及ぼす各種製造因子の見直しを行った。その結果、鋼組織がフェライト・パーライト組織からなる４４０ＭＰａ級の冷延鋼板の場合には、引張強さに大きな影響を及ぼす製造因子としては、鋼素材中のＣとＭｎの含有量、熱間圧延における巻取温度および連続焼鈍における均熱温度と均熱時間とがあり、それらの製造因子によって鋼板強度がほぼ決定されていることを知見した。そこで、発明者らは、上記各種製造因子と鋼板強度（引張強さ）との間の関係式を予め求めておき、この関係式に連続焼鈍より前工程の製造因子の実績値を代入して、連続焼鈍条件を設定してやれば引張強さのばらつきを低減できることに想到し、本発明を完成させた。
すなわち、本発明は、Ｃ：０．０８〜０．２０ｍａｓｓ％、Ｍｎ：０．６５〜１．５０ｍａｓｓ％、Ｓｉ：０．０３ｍａｓｓ％以下、Ｐ：０．０２５ｍａｓｓ％以下、Ｓ：０．０１０ｍａｓｓ％以下、Ａｌ：０．０７ｍａｓｓ％以下、Ｎ：０．００６０ｍａｓｓ％以下を含有し、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、連続焼鈍して冷延鋼板を製造する方法において、鋼素材のＣとＭｎの含有量、熱間圧延後の巻取温度および連続焼鈍における均熱温度と均熱時間と、連続焼鈍後の鋼板の引張強さとの関係を表す下記（２）式；
Ｔ（℃）＝５．６８×ＴＳ（ＭＰａ）−２６００×Ｃ（ｍａｓｓ％）−２１７×Ｍｎ（ｍａｓｓ％）＋０．１６×ＣＴ（℃）＋０．２９×ｔ（秒）−１４２０ ・・・（２）
ここで、Ｔ：連続焼鈍における均熱温度（℃）、ＴＳ：引張強さ（ＭＰａ）、Ｃ：鋼素材のＣ含有量（ｍａｓｓ％）、Ｍｎ：鋼素材のＭｎ含有量（ｍａｓｓ％）、ＣＴ：熱間圧延後の巻取温度（℃）、ｔ：連続焼鈍における均熱時間（秒）
に鋼素材のＣとＭｎの含有量、熱間圧延後の巻取温度の実績値および連続焼鈍における予定均熱時間および目標引張強さを代入して、連続焼鈍における設定均熱温度を算出し、上記設定均熱温度および予定均熱時間で均熱焼鈍する連続焼鈍を施すことを特徴とする冷延鋼板の製造方法である。
Ｔ（℃）＝５．６８×ＴＳ（ＭＰａ）−２６００×Ｃ（ｍａｓｓ％）−２１７×Ｍｎ（ｍａｓｓ％）＋０．１６×ＣＴ（℃）＋０．２９×ｔ（秒）−１４２０ ・・・（２）
ここで、Ｔ：連続焼鈍における均熱温度（℃）、ＴＳ：引張強さ（ＭＰａ）、Ｃ：鋼素材のＣ含有量（ｍａｓｓ％）、Ｍｎ：鋼素材のＭｎ含有量（ｍａｓｓ％）、ＣＴ：熱間圧延後の巻取温度（℃）、ｔ：連続焼鈍における均熱時間（秒）
に鋼素材のＣとＭｎの含有量、熱間圧延後の巻取温度の実績値および連続焼鈍における予定均熱時間および目標引張強さを代入して、連続焼鈍における設定均熱温度を算出し、上記設定均熱温度および予定均熱時間で均熱焼鈍する連続焼鈍を施すことを特徴とする冷延鋼板の製造方法である。
本発明の冷延鋼板の製造方法は、熱間圧延後の巻取温度を４００〜７５０℃とし、冷間圧延後、７３０〜８７０℃の均熱温度で１００〜６００秒の均熱時間保持する均熱焼鈍を行う連続焼鈍を施すことを特徴とする。
本発明によれば、４４０ＭＰａ級の冷延鋼板の強度のばらつきを３σで１５ＭＰａ以内に低減することが可能となるので、鋼板メーカーにおける歩留りの向上だけでなく、この鋼板を用いて各種自動車部材を製造している部材メーカーの製造安定性や歩留り向上に大きく寄与する。
まず、本発明が対象とする４４０ＭＰａ級の冷延鋼板について説明する。
本発明が対象とする４４０ＭＰａ級の冷延鋼板とは、引張強さＴＳが３９０〜４９０ＭＰａ（４０〜５０ｋｇｆ／ｍｍ２）の範囲の比較的低強度の高強度冷延鋼板のことをいう。この４４０ＭＰａ級の冷延鋼板は、Ｃ，Ｍｎ以外、特別な元素を含有しない鋼素材（スラブ）を熱間圧延し、冷間圧延した鋼板を、図１に示したように、加熱帯、均熱帯、冷却帯および過時効帯を有する連続焼鈍設備を用いて再結晶焼鈍して製造するのが一般的である。また、上記連続焼鈍における均熱焼鈍後の冷却速度は、水冷却のような急速冷却ではなく、５〜５０℃／秒程度の中低速冷却であるため、得られる鋼板組織は、フェライトとパーライトからなる組織となる。
本発明が対象とする４４０ＭＰａ級の冷延鋼板とは、引張強さＴＳが３９０〜４９０ＭＰａ（４０〜５０ｋｇｆ／ｍｍ２）の範囲の比較的低強度の高強度冷延鋼板のことをいう。この４４０ＭＰａ級の冷延鋼板は、Ｃ，Ｍｎ以外、特別な元素を含有しない鋼素材（スラブ）を熱間圧延し、冷間圧延した鋼板を、図１に示したように、加熱帯、均熱帯、冷却帯および過時効帯を有する連続焼鈍設備を用いて再結晶焼鈍して製造するのが一般的である。また、上記連続焼鈍における均熱焼鈍後の冷却速度は、水冷却のような急速冷却ではなく、５〜５０℃／秒程度の中低速冷却であるため、得られる鋼板組織は、フェライトとパーライトからなる組織となる。
上記４４０ＭＰａ級の冷延鋼板には、近年、部材メーカーでの製造安定性を確保するため、引張強さのばらつきをより小さくすることが求められている。そこで、本発明は、引張強さＴＳのばらつきを、３σで１５ＭＰａ以下とすることを目標としている。例えば、規格値の引張強さが４４０ＭＰａ以上の場合には、製造上の目標引張強さを４５５ＭＰａとすると、製品冷延鋼板の引張強さは４４０〜４７０ＭＰａの範囲内にあることが必要となる。
先述したように、引張強さのばらつきを抑える技術としては、特許文献１の技術がある。しかし、特許文献１の製造方法は、本発明の４４０ＭＰａ級の冷延鋼板の製造方法とは、連続焼鈍における冷却速度が異なることに起因して、得られる鋼板組織も強度レベルもまったく異なるため、特許文献１の技術を、４４０ＭＰａ級の冷延鋼板の製造にそのまま適用することはできない。そこで、発明者らは、４４０ＭＰａ級の冷延鋼板の強度のばらつきの原因を解明するため、鋼成分、熱延、冷延および連続焼鈍における各種製造因子が製品鋼板の引張強さに及ぼす影響の大きさを調査した。その結果、フェライト・パーライト組織からなる４４０ＭＰａ級の冷延鋼板の引張強さに大きく影響を及ぼす連続焼鈍前の製造因子としては、鋼素材中のＣとＭｎの含有量、熱間圧延における巻取温度が、また、連続焼鈍における製造因子としては均熱温度と均熱時間があり、それらの製造因子によって鋼板強度がほぼ決定されていることを知見した。
そこで、発明者らは、表１に示した、鋼素材中のＣ，Ｍｎの含有量、熱延巻取温度、鋼板寸法（板厚、板幅）が異なる各種冷間圧延後の鋼板を、均熱温度を目標引張強さに応じて所定温度に設定する従来方法で連続焼鈍し、目標引張強さが４５５ＭＰａの冷延鋼板を製造した。次いで、その連続焼鈍後の鋼板から、引張方向を圧延直角方向とするＪＩＳ５号引張試験片を採取し、ＪＩＳ Ｚ２２４１（１９９８）に準じて引張試験を行い、引張強さＴＳを測定し、その結果を、図２に黒三角（▲）印で示した。この結果から、実測した引張強さは４７４〜４４３ＭＰａの範囲に分布しており、上記目標引張強さに対して３σで３１．０ＭＰａのばらつきを有していることがわかった。
そこで、発明者らは、上記従来技術において変動させた均熱温度と、４４０ＭＰａ級冷延鋼板の引張強さとの関係を詳細に調査した。図３は、４４０ＭＰａ級の冷延鋼板の引張強さに及ぼす均熱温度の影響を示した模式図である。均熱温度がＡ１変態点以下（７３０℃以下）の温度領域では、均熱温度が高いほど冷間圧延した鋼板の回復や再結晶が進行するため、引張強さは低下する。しかし、７３０℃以上の温度では、再結晶が完了し、粒成長するが、均熱温度の上昇にともなって、熱間圧延後の冷却過程で析出した炭化物（Ｆｅ３Ｃ）の再固溶が進行し、焼鈍後の冷却過程で析出するパーライトが増加するため、引張強さも直線的に上昇する。しかし、均熱温度がさらに上昇して８７０℃を超えると、結晶粒が粗大化するため、上記パーライト組織による強化効果が打ち消され、引張強さは低下するようになる。
そして、この均熱温度と引張強さの関係は、後述する本発明の製造条件の範囲内では、他の製造因子の変動によって上下左右方向に移動するが、曲線自体には大きな変化はないこともわかった。これらの結果から、図３において、引張強さが均熱温度によってほぼ直線的に変化する７３０〜８７０℃の温度範囲で均熱焼鈍してやれば、その他の製造因子と引張強さとの関係も単純化され、単純な一次式で表わせることが推測された。
そこで、改めて、表１に示した、引張強さと製造因子（素材のＣ，Ｍｎ含有量、熱間圧延後の巻取温度、連続焼鈍における均熱温度、均熱時間）との関係を重回帰分析したところ、下記の（Ａ）式；
ＴＳ（ＭＰａ）＝１／５．６８×（Ｔ（℃）＋２６００×Ｃ（ｍａｓｓ％）＋２１７×Ｍｎ（ｍａｓｓ％）−０．１６×ＣＴ（℃）−０．２９×ｔ（秒）＋１４２０）
・・・・（Ａ）
ここで、ＴＳ：引張強さ（ＭＰａ）、Ｔ：連続焼鈍における均熱温度（℃）、Ｃ：鋼素材のＣ含有量（ｍａｓｓ％）、Ｍｎ：鋼素材のＭｎ含有量（ｍａｓｓ％）、ＣＴ：熱間圧延後の巻取温度（℃）、ｔ：連続焼鈍における均熱時間（秒）
が得られた。
ＴＳ（ＭＰａ）＝１／５．６８×（Ｔ（℃）＋２６００×Ｃ（ｍａｓｓ％）＋２１７×Ｍｎ（ｍａｓｓ％）−０．１６×ＣＴ（℃）−０．２９×ｔ（秒）＋１４２０）
・・・・（Ａ）
ここで、ＴＳ：引張強さ（ＭＰａ）、Ｔ：連続焼鈍における均熱温度（℃）、Ｃ：鋼素材のＣ含有量（ｍａｓｓ％）、Ｍｎ：鋼素材のＭｎ含有量（ｍａｓｓ％）、ＣＴ：熱間圧延後の巻取温度（℃）、ｔ：連続焼鈍における均熱時間（秒）
が得られた。
そこで、上記（Ａ）式に、表１に示した引張強さ以外の製造因子を代入して引張強さ（予測引張強さ）を求め、この予測引張強さと実測引張強さと対比して図２中に○印で示した。この結果から、実測した引張強さは、（Ａ）式から求められる予測引張強さに対して３σで１５ＭＰａ以内に収まっており、（Ａ）式から引張強さを精度よく予測できることがわかった。
そこで、本発明は、（Ａ）式を変形した下記の（１）式；
Ｔ（℃）＝ａ×ＴＳ（ＭＰａ）＋ｂ×Ｃ（ｍａｓｓ％）＋ｃ×Ｍｎ（ｍａｓｓ％）＋ｄ×ＣＴ（℃）＋ｅ×ｔ（秒）＋ｆ ・・・（１）
ここで、Ｔ：連続焼鈍における均熱温度（℃）、ＴＳ：引張強さ（ＭＰａ）、Ｃ：鋼素材のＣ含有量（ｍａｓｓ％）、Ｍｎ：鋼素材のＭｎ含有量（ｍａｓｓ％）、ＣＴ：熱間圧延後の巻取温度（℃）、ｔ：連続焼鈍における均熱時間（秒）、ａ，ｂ，ｃ，ｄ，ｅ，ｆ：定数
を、冷延鋼板の製造実績から予め求めておき、この（１）式に、目標とする引張強さと、製造因子としてＣ，Ｍｎ含有量の実績値、熱延巻取温度の実績値および連続焼鈍における予定均熱保持時間を代入して、連続焼鈍における均熱温度を求め、その均熱温度で連続焼鈍することで、目標とする引張強さの冷延鋼板を得ることとした。
Ｔ（℃）＝ａ×ＴＳ（ＭＰａ）＋ｂ×Ｃ（ｍａｓｓ％）＋ｃ×Ｍｎ（ｍａｓｓ％）＋ｄ×ＣＴ（℃）＋ｅ×ｔ（秒）＋ｆ ・・・（１）
ここで、Ｔ：連続焼鈍における均熱温度（℃）、ＴＳ：引張強さ（ＭＰａ）、Ｃ：鋼素材のＣ含有量（ｍａｓｓ％）、Ｍｎ：鋼素材のＭｎ含有量（ｍａｓｓ％）、ＣＴ：熱間圧延後の巻取温度（℃）、ｔ：連続焼鈍における均熱時間（秒）、ａ，ｂ，ｃ，ｄ，ｅ，ｆ：定数
を、冷延鋼板の製造実績から予め求めておき、この（１）式に、目標とする引張強さと、製造因子としてＣ，Ｍｎ含有量の実績値、熱延巻取温度の実績値および連続焼鈍における予定均熱保持時間を代入して、連続焼鈍における均熱温度を求め、その均熱温度で連続焼鈍することで、目標とする引張強さの冷延鋼板を得ることとした。
ここで、引張強さの制御を連続焼鈍における均熱保持時間でなく、均熱温度で行うこととした理由は、（Ａ）式からわかるように、引張強さに及ぼす影響は、均熱温度の方が均熱保持時間より大きく、強度制御に適していること、また、均熱保持時間は連続焼鈍設備の均熱帯の長さ（設備によって一定）と通板速度によって決まるが、通板速度の変更は、均熱保持時間のみならず、加熱速度や冷却速度、過時効時間にも影響するため、変動させるのは好ましくないからである。
なお、後述する、本発明に対して好ましい鋼成分および製造条件で製造される４４０ＭＰａ級の冷延鋼板の場合には、上記（１）式として、下記の（２）式；
Ｔ（℃）＝５．６８×ＴＳ（ＭＰａ）−２６００×Ｃ（ｍａｓｓ％）−２１７×Ｍｎ（ｍａｓｓ％）＋０．１６×ＣＴ（℃）＋０．２９×ｔ（秒）−１４２０ ・・・（２）
ここで、Ｔ：連続焼鈍における均熱温度（℃）、ＴＳ：引張強さ（ＭＰａ）、Ｃ：鋼素材のＣ含有量（ｍａｓｓ％）、Ｍｎ：鋼素材のＭｎ含有量（ｍａｓｓ％）、ＣＴ：熱間圧延後の巻取温度（℃）、ｔ：連続焼鈍における均熱時間（秒）
を用いることができる。
Ｔ（℃）＝５．６８×ＴＳ（ＭＰａ）−２６００×Ｃ（ｍａｓｓ％）−２１７×Ｍｎ（ｍａｓｓ％）＋０．１６×ＣＴ（℃）＋０．２９×ｔ（秒）−１４２０ ・・・（２）
ここで、Ｔ：連続焼鈍における均熱温度（℃）、ＴＳ：引張強さ（ＭＰａ）、Ｃ：鋼素材のＣ含有量（ｍａｓｓ％）、Ｍｎ：鋼素材のＭｎ含有量（ｍａｓｓ％）、ＣＴ：熱間圧延後の巻取温度（℃）、ｔ：連続焼鈍における均熱時間（秒）
を用いることができる。
また、表１に示した以外の４４０ＭＰａ級冷延鋼板についても同様の調査を行った結果、上記（１）式や（２）式に示した関係式は、後述する鋼成分および製造条件で製造する場合には、板厚が０．６〜２．７ｍｍ、板幅が７００〜１６５０ｍｍの範囲の冷延鋼板に適用可能であることを確認している。
次に、本発明が対象とする４４０ＭＰａ級冷延鋼板の成分組成について説明する。
本発明における４４０ＭＰａ級の冷延鋼板は、Ｃ，Ｍｎ以外の合金元素を特に含有しないものであるが、好ましくは、下記の成分組成を有することが好ましい。
Ｃ：０．０８〜０．２０ｍａｓｓ％
Ｃは、固溶強化およびパーライト組織強化（フェライト＋Ｆｅ３Ｃ）によって鋼を高強度化するのに有効な元素である。しかし、Ｃが０．０８ｍａｓｓ％未満では、上記高強度化効果が十分に得られず、４４０ＭＰａ級の強度を確保できないおそれがある。一方、Ｃが０．２０ｍａｓｓ％を超えると、引張強さや降伏応力が顕著に上昇するだけでなく、溶接性を害するようになる。よって、Ｃは０．０８〜０．２０ｍａｓｓ％の範囲とする。
本発明における４４０ＭＰａ級の冷延鋼板は、Ｃ，Ｍｎ以外の合金元素を特に含有しないものであるが、好ましくは、下記の成分組成を有することが好ましい。
Ｃ：０．０８〜０．２０ｍａｓｓ％
Ｃは、固溶強化およびパーライト組織強化（フェライト＋Ｆｅ３Ｃ）によって鋼を高強度化するのに有効な元素である。しかし、Ｃが０．０８ｍａｓｓ％未満では、上記高強度化効果が十分に得られず、４４０ＭＰａ級の強度を確保できないおそれがある。一方、Ｃが０．２０ｍａｓｓ％を超えると、引張強さや降伏応力が顕著に上昇するだけでなく、溶接性を害するようになる。よって、Ｃは０．０８〜０．２０ｍａｓｓ％の範囲とする。
Ｍｎ：０．６５〜１．５０ｍａｓｓ％
Ｍｎは、鋼の固溶強化元素として添加される元素である。しかし、０．６５ｍａｓｓ％未満の添加では、上記強度上昇効果が十分ではなく、一方、１．５０ｍａｓｓ％を超える添加は、引張強さや降伏応力が顕著に上昇し、４４０ＭＰａ級に必要な強度を上回るようになる。よって、Ｍｎは０．６５〜１．５０ｍａｓｓ％の範囲とする。
Ｍｎは、鋼の固溶強化元素として添加される元素である。しかし、０．６５ｍａｓｓ％未満の添加では、上記強度上昇効果が十分ではなく、一方、１．５０ｍａｓｓ％を超える添加は、引張強さや降伏応力が顕著に上昇し、４４０ＭＰａ級に必要な強度を上回るようになる。よって、Ｍｎは０．６５〜１．５０ｍａｓｓ％の範囲とする。
本発明の冷延鋼板は、上記Ｃ，Ｍｎの他に含まれるＳｉ，Ｐ，Ｓ，ＡｌおよびＮは、以下の範囲であることが好ましい。
Ｓｉ：０．０３ｍａｓｓ％以下
Ｓｉは、脱酸元素として、また、鋼を固溶強化する元素として添加される元素であるが、０．０３ｍａｓｓ％を超える添加は、スケール性の表面欠陥を発生するおそれがある。よって、本発明では、Ｓｉは０．０３ｍａｓｓ％以下とするのが好ましい。
Ｓｉ：０．０３ｍａｓｓ％以下
Ｓｉは、脱酸元素として、また、鋼を固溶強化する元素として添加される元素であるが、０．０３ｍａｓｓ％を超える添加は、スケール性の表面欠陥を発生するおそれがある。よって、本発明では、Ｓｉは０．０３ｍａｓｓ％以下とするのが好ましい。
Ｐ：０．０２５ｍａｓｓ％以下
Ｐは、鋼を固溶強化する元素であるが、多量に含有すると二次加工脆性を引き起こすおそれがある。よって、本発明では０．０２５ｍａｓｓ％以下とするのが好ましい。
Ｐは、鋼を固溶強化する元素であるが、多量に含有すると二次加工脆性を引き起こすおそれがある。よって、本発明では０．０２５ｍａｓｓ％以下とするのが好ましい。
Ｓ：０．０１０ｍａｓｓ％以下
Ｓは、強度に及ぼす影響は小さいが、硫化物系介在物を形成し、伸びフランジ性や耐食性を害する元素である。よって、本発明では０．０１０ｍａｓｓ％以下とするのが好ましい。
Ｓは、強度に及ぼす影響は小さいが、硫化物系介在物を形成し、伸びフランジ性や耐食性を害する元素である。よって、本発明では０．０１０ｍａｓｓ％以下とするのが好ましい。
Ａｌ：０．０７ｍａｓｓ％以下
Ａｌは、鋼の脱酸元素として添加される元素である。しかし、過剰な添加は、延性の低下や鋼板表面品質の低下をまねくので、０．０７ｍａｓｓ％以下の範囲で添加するのが好ましい。
Ａｌは、鋼の脱酸元素として添加される元素である。しかし、過剰な添加は、延性の低下や鋼板表面品質の低下をまねくので、０．０７ｍａｓｓ％以下の範囲で添加するのが好ましい。
Ｎ：０．００６０ｍａｓｓ％以下
Ｎは、鋼中に不可避的に混入してくる不純物であり、過剰に含有すると、延性や鋼板表面品質の低下をまねくので、０．００６０ｍａｓｓ％以下に制限するのが好ましい。
Ｎは、鋼中に不可避的に混入してくる不純物であり、過剰に含有すると、延性や鋼板表面品質の低下をまねくので、０．００６０ｍａｓｓ％以下に制限するのが好ましい。
上記成分以外の残部は、Ｆｅおよび不可避的不純物であるが、本発明の効果を阻害しない範囲内であれば、その他の元素を含有してもよい。例えば、Ｃｕ：０．２ｍａｓｓ％以下、Ｎｉ：０．２ｍａｓｓ％以下、Ｃｒ：０．２ｍａｓｓ％以下、Ｍｏ：０．１ｍａｓｓ％以下、Ｎｂ：０．０２ｍａｓｓ％以下、Ｔｉ：０．０２ｍａｓｓ％以下、Ｖ：０．０５ｍａｓｓ％以下、Ｂ：０．００３ｍａｓｓ％以下、Ｃａ：０．００５ｍａｓｓ％以下、Ｓｎ：０．０３ｍａｓｓ％以下およびＳｂ：０．０１ｍａｓｓ％以下を含有してもよい。
次に、本発明の４４０ＭＰａ級冷延鋼板の製造方法について説明する。
本発明の４４０ＭＰａ級の冷延鋼板の製造方法は、好ましくは、上記成分組成に調整した鋼素材（スラブ）を、熱間圧延し、冷間圧延し、連続焼鈍して製造するのが好ましく、具体的には、下記の条件とするのが好ましい。なお、鋼素材（スラブ）は、連続鋳造法、造塊−分塊圧延法等の常法によって製造すればよく、特に制限はない。
本発明の４４０ＭＰａ級の冷延鋼板の製造方法は、好ましくは、上記成分組成に調整した鋼素材（スラブ）を、熱間圧延し、冷間圧延し、連続焼鈍して製造するのが好ましく、具体的には、下記の条件とするのが好ましい。なお、鋼素材（スラブ）は、連続鋳造法、造塊−分塊圧延法等の常法によって製造すればよく、特に制限はない。
熱間圧延条件
上記鋼スラブは、所定の温度に再加熱後、あるいは連続鋳造後、熱片状態のまま熱間圧延し、熱延鋼板とするのが好ましい。上記熱間圧延前の再加熱温度および熱間圧延温度は、常法に準じて行えばよく、特に制限はない。
ただし、熱間圧延後の巻取温度ＣＴは４００〜７５０℃の範囲とするのが好ましい。巻取温度が４００℃未満では、熱延板のフェライト粒が微細化し、連続焼鈍後の結晶粒も微細化するため、降伏応力や引張強さが上昇し、鋼成分によっては４４０ＭＰａ級としての強度範囲を超えるおそれがある。一方、７５０℃を超えると、セメンタイトが凝集し、熱延板のフェライト粒が粗大化するため、連続焼鈍後の結晶粒も粗大化し、引張強さが低下して本発明が目的とする４４０ＭＰａ級の強度を確保できないおそれがあるからである。
上記鋼スラブは、所定の温度に再加熱後、あるいは連続鋳造後、熱片状態のまま熱間圧延し、熱延鋼板とするのが好ましい。上記熱間圧延前の再加熱温度および熱間圧延温度は、常法に準じて行えばよく、特に制限はない。
ただし、熱間圧延後の巻取温度ＣＴは４００〜７５０℃の範囲とするのが好ましい。巻取温度が４００℃未満では、熱延板のフェライト粒が微細化し、連続焼鈍後の結晶粒も微細化するため、降伏応力や引張強さが上昇し、鋼成分によっては４４０ＭＰａ級としての強度範囲を超えるおそれがある。一方、７５０℃を超えると、セメンタイトが凝集し、熱延板のフェライト粒が粗大化するため、連続焼鈍後の結晶粒も粗大化し、引張強さが低下して本発明が目的とする４４０ＭＰａ級の強度を確保できないおそれがあるからである。
連続焼鈍条件
＜均熱焼鈍＞
上記熱間圧延後の鋼板は、その後、酸洗して脱スケール後、通常公知の範囲の圧下率で冷間圧延して冷延板とし、その後、図１に示したような、加熱帯、均熱帯および冷却帯、あるいはさらに過時効帯を有する連続焼鈍設備で連続焼鈍して、所望の鋼板組織と強度を有する製品板とする。
ここで、上記連続焼鈍条件は、均熱温度を７３０〜８７０℃、均熱保持時間を１００〜６００秒の範囲として均熱焼鈍するのが好ましい。
均熱温度が、７３０℃未満では、再結晶が完全に完了しないおそれがあり、また、Ｆｅ３Ｃの再固溶が十分ではないため、均熱焼鈍後の冷却過程で析出する微細析出物が不足し、目標とする引張強さを確保することが難しくなる。また、図３に示したように、均熱温度と引張強さの関係が直線から外れてくるため、上記（１）式や（２）式が成り立たなくなるおそれがある。一方、均熱温度が８７０℃を超えると、フェライト粒が粗大化し、やはり、図３に示したように、均熱温度と引張強さの関係が直線から外れてくるので、上記（１）式や（２）式が成り立たなくなるおそれがある。
また、均熱保持時間が、１００秒未満では、Ｆｅ３Ｃの再固溶が十分ではないため、均熱焼鈍後の冷却過程で析出する微細析出物（Ｆｅ３Ｃ）が不足し、目標とする引張強さを確保することが難しくなったり、均熱温度が低い場合には再結晶が完全に完了しないおそれがある。一方、６００秒を超えると、結晶粒が粗大化して目標強度を確保できなくなったり、通板速度を大きく低下させることになるため、生産性が著しく低下するおそれがある。
＜均熱焼鈍＞
上記熱間圧延後の鋼板は、その後、酸洗して脱スケール後、通常公知の範囲の圧下率で冷間圧延して冷延板とし、その後、図１に示したような、加熱帯、均熱帯および冷却帯、あるいはさらに過時効帯を有する連続焼鈍設備で連続焼鈍して、所望の鋼板組織と強度を有する製品板とする。
ここで、上記連続焼鈍条件は、均熱温度を７３０〜８７０℃、均熱保持時間を１００〜６００秒の範囲として均熱焼鈍するのが好ましい。
均熱温度が、７３０℃未満では、再結晶が完全に完了しないおそれがあり、また、Ｆｅ３Ｃの再固溶が十分ではないため、均熱焼鈍後の冷却過程で析出する微細析出物が不足し、目標とする引張強さを確保することが難しくなる。また、図３に示したように、均熱温度と引張強さの関係が直線から外れてくるため、上記（１）式や（２）式が成り立たなくなるおそれがある。一方、均熱温度が８７０℃を超えると、フェライト粒が粗大化し、やはり、図３に示したように、均熱温度と引張強さの関係が直線から外れてくるので、上記（１）式や（２）式が成り立たなくなるおそれがある。
また、均熱保持時間が、１００秒未満では、Ｆｅ３Ｃの再固溶が十分ではないため、均熱焼鈍後の冷却過程で析出する微細析出物（Ｆｅ３Ｃ）が不足し、目標とする引張強さを確保することが難しくなったり、均熱温度が低い場合には再結晶が完全に完了しないおそれがある。一方、６００秒を超えると、結晶粒が粗大化して目標強度を確保できなくなったり、通板速度を大きく低下させることになるため、生産性が著しく低下するおそれがある。
＜均熱焼鈍後の冷却＞
均熱焼鈍後の鋼板は、その後、６００〜３００℃の範囲までを平均冷却速度５〜５０℃／秒で冷却し、過時効処理を施した後、室温まで冷却するのが好ましい。ここで、上記６００〜３００℃までの平均冷却速度が５〜５０℃／秒の範囲とは、ロール冷却やガスジェット冷却による冷却速度範囲に対応する。
上記冷却速度が５℃／秒未満では、冷却に長時間を要するため、生産性が低下するおそれがある。一方、冷却速度が５０℃／秒を超えると、パーライトが析出する時間を十分に確保できなくなったり、成分によってはベイナイトやマルテンサイト等が生成したりするため、上記（１）式や（２）式が成り立たなくなるおそれがある。また、強力な冷却設備が必要となるため設備費が嵩むという問題もある。また、安定してパーライトを生成させるため、均熱後、６００〜３００℃までを、上記冷却速度で冷却するのが好ましい。
均熱焼鈍後の鋼板は、その後、６００〜３００℃の範囲までを平均冷却速度５〜５０℃／秒で冷却し、過時効処理を施した後、室温まで冷却するのが好ましい。ここで、上記６００〜３００℃までの平均冷却速度が５〜５０℃／秒の範囲とは、ロール冷却やガスジェット冷却による冷却速度範囲に対応する。
上記冷却速度が５℃／秒未満では、冷却に長時間を要するため、生産性が低下するおそれがある。一方、冷却速度が５０℃／秒を超えると、パーライトが析出する時間を十分に確保できなくなったり、成分によってはベイナイトやマルテンサイト等が生成したりするため、上記（１）式や（２）式が成り立たなくなるおそれがある。また、強力な冷却設備が必要となるため設備費が嵩むという問題もある。また、安定してパーライトを生成させるため、均熱後、６００〜３００℃までを、上記冷却速度で冷却するのが好ましい。
＜過時効処理＞
上記冷却に続いて、過時効処理を施してもよい。この過時効処理は、５００〜２００℃の温度で１００〜１０００秒間の範囲で行えば、特に生産性を阻害することはない。
なお、過時効処理終了後の鋼板は、室温まで冷却するが、このときの冷却速度は特に制限はなく、急速冷却してもよい。
上記冷却に続いて、過時効処理を施してもよい。この過時効処理は、５００〜２００℃の温度で１００〜１０００秒間の範囲で行えば、特に生産性を阻害することはない。
なお、過時効処理終了後の鋼板は、室温まで冷却するが、このときの冷却速度は特に制限はなく、急速冷却してもよい。
上記連続焼鈍後の鋼板は、その後、常法に準じて調質圧延あるいはさらにレベラー処理等を施して製品（冷延鋼板）とすることが好ましい。
Ｃ：０．０８〜０．２０ｍａｓｓ％、Ｍｎ：０．６５〜１．５０ｍａｓｓ％を含有し、その他の元素として、Ｓｉ：０．０３ｍａｓｓ％以下、Ｐ：０．０２５ｍａｓｓ％以下、Ｓ：０．０１０ｍａｓｓ％以下、Ａｌ：０．０７ｍａｓｓ％以下、Ｎ：０．００６０ｍａｓｓ％以下を含有し、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（スラブ）を熱間圧延し、７５０〜４００℃の温度でコイルに巻き取り、その後、酸洗し、冷間圧延して板厚が０．６〜２．７ｍｍ、板幅が７００〜１６５０ｍｍの冷延板とした後、この冷延板を加熱帯、均熱帯、冷却帯および過時効帯を有する連続焼鈍設備を用いて連続焼鈍し、４４０ＭＰａ級の冷延鋼板を製造した。
なお、上記連続焼鈍においては、下記（２）式；
Ｔ（℃）＝５．６８×ＴＳ（ＭＰａ）−２６００×Ｃ（ｍａｓｓ％）−２１７×Ｍｎ（ｍａｓｓ％）＋０．１６×ＣＴ（℃）＋０．２９×ｔ（秒）−１４２０ ・・・（２）
ここで、Ｔ：連続焼鈍における均熱温度（℃）、ＴＳ：引張強さ（ＭＰａ）、Ｃ：鋼素材のＣ含有量（ｍａｓｓ％）、Ｍｎ：鋼素材のＭｎ含有量（ｍａｓｓ％）、ＣＴ：熱間圧延後の巻取温度（℃）、ｔ：連続焼鈍における均熱時間（秒）
に、個々の冷延板の目標引張強さ、鋼素材のＣ，Ｍｎ含有量の実績値、熱延巻取温度の実績値および連続焼鈍における予定均熱時間を入力して、連続焼鈍における設定均熱温度を算出し、その均熱温度、均熱保持時間で均熱焼鈍した後、６００〜３００℃までの範囲を平均冷却速度５〜５０℃／秒で冷却し、その後、５００〜２００℃の温度で１００〜１０００秒間の過時効処理を施し、室温まで急冷し、伸長率０．５〜２．０％の調質圧延を施して製品板（冷延鋼板）とした。
Ｔ（℃）＝５．６８×ＴＳ（ＭＰａ）−２６００×Ｃ（ｍａｓｓ％）−２１７×Ｍｎ（ｍａｓｓ％）＋０．１６×ＣＴ（℃）＋０．２９×ｔ（秒）−１４２０ ・・・（２）
ここで、Ｔ：連続焼鈍における均熱温度（℃）、ＴＳ：引張強さ（ＭＰａ）、Ｃ：鋼素材のＣ含有量（ｍａｓｓ％）、Ｍｎ：鋼素材のＭｎ含有量（ｍａｓｓ％）、ＣＴ：熱間圧延後の巻取温度（℃）、ｔ：連続焼鈍における均熱時間（秒）
に、個々の冷延板の目標引張強さ、鋼素材のＣ，Ｍｎ含有量の実績値、熱延巻取温度の実績値および連続焼鈍における予定均熱時間を入力して、連続焼鈍における設定均熱温度を算出し、その均熱温度、均熱保持時間で均熱焼鈍した後、６００〜３００℃までの範囲を平均冷却速度５〜５０℃／秒で冷却し、その後、５００〜２００℃の温度で１００〜１０００秒間の過時効処理を施し、室温まで急冷し、伸長率０．５〜２．０％の調質圧延を施して製品板（冷延鋼板）とした。
上記冷延鋼板から、圧延直角方向を引張方向とするＪＩＳ５号引張試験片を採取し、ＪＩＳ Ｚ２２４１（１９９８）に準じて引張試験を行い、引張強さＴＳおよび全伸びＥｌを測定した。
図４は、引張強さの目標値が異なる２種類の４４０ＭＰａ級冷延鋼板の引張強さの実測値の分布を、上記本発明の方法を適用する以前のものと対比して示したものである。この図から、従来の方法では、目標とする引張強さ（４５５ＭＰａ）に対して実測引張強さは３σで２９．３ＭＰａで変動しているが、本発明の製造方法を適用することにより、素材冷延板の板厚や板幅の大きく変動しているにも拘わらず、目標とする引張強さに対する変動幅を３σで１５ＭＰａ以内に収めることができていることがわかる。
図４は、引張強さの目標値が異なる２種類の４４０ＭＰａ級冷延鋼板の引張強さの実測値の分布を、上記本発明の方法を適用する以前のものと対比して示したものである。この図から、従来の方法では、目標とする引張強さ（４５５ＭＰａ）に対して実測引張強さは３σで２９．３ＭＰａで変動しているが、本発明の製造方法を適用することにより、素材冷延板の板厚や板幅の大きく変動しているにも拘わらず、目標とする引張強さに対する変動幅を３σで１５ＭＰａ以内に収めることができていることがわかる。
また、図５は、引張強さの目標値が異なる２種類の４４０ＭＰａ級冷延鋼板の全伸びの実測値の分布を、上記本発明の方法を適用する以前のものと対比して示したものである。この図から、従来の方法では、目標とする引張強さ（４５５ＭＰａ）に対して実測伸びの３σは４．８％で変動しているが、本発明の製造方法を適用することにより、伸びの変動幅が３σで３．７％以下に収まっており、引張強さの変動だけでなく、伸びの変動も抑制できていることがわかる。
Claims (2)
- Ｃ：０．０８〜０．２０ｍａｓｓ％、Ｍｎ：０．６５〜１．５０ｍａｓｓ％、Ｓｉ：０．０３ｍａｓｓ％以下、Ｐ：０．０２５ｍａｓｓ％以下、Ｓ：０．０１０ｍａｓｓ％以下、Ａｌ：０．０７ｍａｓｓ％以下、Ｎ：０．００６０ｍａｓｓ％以下を含有し、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、連続焼鈍して冷延鋼板を製造する方法において、鋼素材のＣとＭｎの含有量、熱間圧延後の巻取温度および連続焼鈍における均熱温度と均熱時間と、連続焼鈍後の鋼板の引張強さとの関係を表す下記（２）式に鋼素材のＣとＭｎの含有量、熱間圧延後の巻取温度の実績値および連続焼鈍における予定均熱時間および目標引張強さを代入して、連続焼鈍における設定均熱温度を算出し、上記設定均熱温度および予定均熱時間で均熱焼鈍する連続焼鈍を施すことを特徴とする冷延鋼板の製造方法。
記
Ｔ（℃）＝５．６８×ＴＳ（ＭＰａ）−２６００×Ｃ（ｍａｓｓ％）−２１７×Ｍｎ（ｍａｓｓ％）＋０．１６×ＣＴ（℃）＋０．２９×ｔ（秒）−１４２０ ・・・（２）
ここで、Ｔ：連続焼鈍における均熱温度（℃）、ＴＳ：引張強さ（ＭＰａ）、Ｃ：鋼素材のＣ含有量（ｍａｓｓ％）、Ｍｎ：鋼素材のＭｎ含有量（ｍａｓｓ％）、ＣＴ：熱間圧延後の巻取温度（℃）、ｔ：連続焼鈍における均熱時間（秒） - 熱間圧延後の巻取温度を４００〜７５０℃とし、冷間圧延後、７３０〜８７０℃の均熱温度で１００〜６００秒の均熱時間保持する均熱焼鈍を行う連続焼鈍を施すことを特徴とする請求項１に記載の冷延鋼板の製造方法。
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