JP7311067B1 - 鋼板および部材、ならびに、それらの製造方法 - Google Patents
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- Heat Treatment Of Sheet Steel (AREA)
Abstract
ＴＳ：１３１０ＭＰａ以上の強度と、優れた成形性とを同時に実現した鋼板を、提供する。所定の成分組成とし、マルテンサイトおよびベイナイトを主体とする複合組織とし、マルテンサイトおよびベイナイトの粒内に存在する炭化物を５％以上２５％以下とし、かつ、炭化物の分散間隔について式（１）を満足させる。
Description
本発明は、鋼板および部材、ならびに、それらの製造方法に関する。
近年、自動車の車体軽量化ニーズの更なる高まりから、車体骨格部品への高強度鋼板の適用が進みつつある。
このような高強度鋼板として、例えば、特許文献１には、
「質量％で、
Ｃ：０．１５～０．３０％、
Ｓｉ：１．０～３．０％、
Ｍｎ：０．１～５．０％、
Ｐ：０．１％以下（０％を含む）、
Ｓ：０．０１０％以下（０％を含む）、
Ｎ：０．０１％以下、
Ａｌ：０．００１～０．１０％、
を含み、残部が鉄および不可避的不純物からなる成分組成を有し、
マルテンサイトが面積率で９５％以上含有される一方、残留オーステナイト、フェライトが、面積率の合計で５％未満（０％を含む）であり、
更に炭化物の平均サイズが円相当径で６０ｎｍ以下であるとともに、円相当径で２５ｎｍ以上の炭化物の数密度が１ｍｍ２あたり０個である
ことを特徴とする、降伏強度が１１８０ＭＰａ以上、引張強度が１４７０ＭＰａ以上の曲げ性に優れた高強度冷延鋼板。」
が開示されている。
「質量％で、
Ｃ：０．１５～０．３０％、
Ｓｉ：１．０～３．０％、
Ｍｎ：０．１～５．０％、
Ｐ：０．１％以下（０％を含む）、
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Ｎ：０．０１％以下、
Ａｌ：０．００１～０．１０％、
を含み、残部が鉄および不可避的不純物からなる成分組成を有し、
マルテンサイトが面積率で９５％以上含有される一方、残留オーステナイト、フェライトが、面積率の合計で５％未満（０％を含む）であり、
更に炭化物の平均サイズが円相当径で６０ｎｍ以下であるとともに、円相当径で２５ｎｍ以上の炭化物の数密度が１ｍｍ２あたり０個である
ことを特徴とする、降伏強度が１１８０ＭＰａ以上、引張強度が１４７０ＭＰａ以上の曲げ性に優れた高強度冷延鋼板。」
が開示されている。
特許文献２には、
「質量％で、
Ｃ：０．１５～０．３５％、
Ｓｉ：０．５～３．０％、
Ｍｎ：０．５～１．５％、
Ａｌ：０．００１～０．１０％
をそれぞれ含み、
残部が鉄および不可避的不純物からなり、
前記不可避的不純物のうち、Ｐ、Ｓ、Ｎが、
Ｐ：０．１％以下、
Ｓ：０．０１％以下、
Ｎ：０．０１％以下
にそれぞれ制限される成分組成を有し、
全組織に対する面積率で、
マルテンサイト：９０％以上、
残留オーステナイト：０．５％以上
からなる組織を有し、
局所のＭｎ濃度が、鋼板全体のＭｎ含有量の１．２倍以上となる領域が、面積率で１％以上存在し、
引張強度が１４７０ＭＰａ以上、降伏比が０．７５以上で、かつ全伸びが１０％以上である
ことを特徴とする、降伏比と加工性に優れた超高強度鋼板。」
が開示されている。
「質量％で、
Ｃ：０．１５～０．３５％、
Ｓｉ：０．５～３．０％、
Ｍｎ：０．５～１．５％、
Ａｌ：０．００１～０．１０％
をそれぞれ含み、
残部が鉄および不可避的不純物からなり、
前記不可避的不純物のうち、Ｐ、Ｓ、Ｎが、
Ｐ：０．１％以下、
Ｓ：０．０１％以下、
Ｎ：０．０１％以下
にそれぞれ制限される成分組成を有し、
全組織に対する面積率で、
マルテンサイト：９０％以上、
残留オーステナイト：０．５％以上
からなる組織を有し、
局所のＭｎ濃度が、鋼板全体のＭｎ含有量の１．２倍以上となる領域が、面積率で１％以上存在し、
引張強度が１４７０ＭＰａ以上、降伏比が０．７５以上で、かつ全伸びが１０％以上である
ことを特徴とする、降伏比と加工性に優れた超高強度鋼板。」
が開示されている。
ところで、車体骨格部品への高強度鋼板の適用に際し、従来は、鋼板を加熱してプレスする、いわゆる熱間プレス成形での高強度鋼板の適用が精力的に検討されてきた。しかしながら、最近では、コストや生産性の観点から、改めて冷間プレス成形（以下、冷間プレスともいう）での高強度鋼板の適用が検討されつつある。
高強度鋼板、特に、引張強さ（以下、ＴＳともいう）：１３１０ＭＰａ以上の鋼板の組織設計においては、（フェライトやパーライトなど比較して高い強度が得られやすい）マルテンサイトやベイナイトを主体とする組織とすることが有効であると考えられる。しかしながら、マルテンサイトやベイナイトを主体とする組織を有する高強度鋼板は、フェライトやパーライト等の軟質な組織を含有する複合組織鋼板よりも、延性が乏しい。
また、張出し成形等により比較的複雑な形状の部品を成形するには、曲げ性のような局部延性だけでなく、均一変形時の延性も必要である。しかし、上記の高強度鋼板では、均一変形時の延性も乏しい。そのため、マルテンサイトやベイナイトを主体とする組織を有する高強度鋼板の冷間プレスへの適用は、曲げ成形主体で成形されるドアビームやバンパー等、比較的単純形状の部品に留まっているのが現状である。
実際、特許文献１および２に開示の高強度鋼板は、いずれも十分な成形性を有しているとは言えず、複雑形状の部品への冷間プレスへの適用は進んでいないのが現状である。
本発明は、上記の現状に鑑み開発されたものであって、ＴＳ：１３１０ＭＰａ以上の強度と、優れた成形性とを同時に実現した鋼板を、その有利な製造方法とともに、提供することを目的とする。
また、本発明は、上記の鋼板を素材とする部材、および、その製造方法を提供することを目的とする。
また、本発明は、上記の鋼板を素材とする部材、および、その製造方法を提供することを目的とする。
さて、発明者らは、上記の目的を達成すべく、鋭意検討を重ねたところ、以下の知見を得た。
ｉ）マルテンサイトやベイナイトを主体とする組織を有する鋼板は、一般的に、引張強さに対する降伏強さの比である降伏比が高いため、加工硬化指数であるｎ値が低位である。発明者らが実際のプレス成形試験において成形性（プレス成形性）と鋼板特性の関係を調査した結果、ｎ値が低い鋼板ほど局所的にひずみが集中しやすくなり、引張試験で評価される伸びが同等であっても、成形性が劣位であることを見出した。
ｉ）マルテンサイトやベイナイトを主体とする組織を有する鋼板は、一般的に、引張強さに対する降伏強さの比である降伏比が高いため、加工硬化指数であるｎ値が低位である。発明者らが実際のプレス成形試験において成形性（プレス成形性）と鋼板特性の関係を調査した結果、ｎ値が低い鋼板ほど局所的にひずみが集中しやすくなり、引張試験で評価される伸びが同等であっても、成形性が劣位であることを見出した。
ｉｉ）ｎ値を向上させる手法に関して、従来のＤＰ鋼等においては、硬質相の硬さや分率の制御指針がある程度明らかになっている。しかし、マルテンサイトやベイナイトを主体とする組織を有する鋼板の加工硬化特性についてはこれまで着目されていなかった。発明者らは、この点について鋭意検討した。特に、発明者らは、マルテンサイトやベイナイトを主体とする組織を有する鋼板の加工硬化特性を向上させる手法として、粒内の転位運動を阻害する炭化物の形態や分散状態を制御することに着目して、検討を重ねた。
ｉｉｉ）その結果、発明者らは、炭化物の分散間隔を所定の範囲内に制御することによって、成形性が向上するのではないかと考えた。実際、炭化物の分散間隔が狭い、つまり炭化物が微細であるほど、加工硬化特性が向上し、成形性も良好な結果となった。しかしながら、炭化物が過度に微細な場合、転位の運動も過度に抑制されて塑性変形が生じにくくなり、成形性が劣化した。
ｉｖ）ここで、炭化物の分散間隔を定量化する方法としては、個数密度等が挙げられる。発明者らは、炭化物の個数密度と成形性との相関性を検討したが、これらの相関性は低かった。この理由は必ずしも明らかではないが、発明者らは、転位の運動に加えて炭化物のサイズによる効果もあり、個数密度ではこの点が十分に反映されていないためと考えている。また、発明者らは、炭化物の平均サイズと面積率から計算される炭化物の分散間隔（以下、計算分散間隔ともいう）と成形性との相関性についても検討した。しかし、これらの相関性も低かった。これは、実際の組織では、炭化物のサイズが不均一なために、計算分散間隔が実際の炭化物の分散間隔よりも過少になるためと、発明者らは考えている。さらに、炭化物の平均サイズから計算される炭化物の分散間隔と成形性との相関性も十分ではなかった。
ｖ）そこで、発明者らは、成形性の向上には、炭化物の分散間隔だけでなく、炭化物の不均一性も寄与しているのではないかと考え、さらに検討を重ねた。その結果、
・次式（１）の中央値により、実際の組織での炭化物の不均一性を加味しつつ、炭化物の分散間隔が評価できること、
・次式（１）の中央値と成形性との相関性が高いこと、および、
・次式（１）の中央値を２０～８０ｎｍの範囲に制御することによって、ＴＳ：１３１０ＭＰａ以上の強度と、優れた成形性とを同時に実現することが可能となること、
を知見した。
ここで、
π：円周率、
ｆ：前記炭化物の面積率［％］、
ｄ１：前記炭化物の円相当径の平均値［ｎｍ］、
ｄ２：前記炭化物の円相当径の２乗の平均値［ｎｍ２］、および、
ｄ３：前記炭化物の円相当径の３乗の平均値［ｎｍ３］、
である。
・次式（１）の中央値により、実際の組織での炭化物の不均一性を加味しつつ、炭化物の分散間隔が評価できること、
・次式（１）の中央値と成形性との相関性が高いこと、および、
・次式（１）の中央値を２０～８０ｎｍの範囲に制御することによって、ＴＳ：１３１０ＭＰａ以上の強度と、優れた成形性とを同時に実現することが可能となること、
を知見した。
π：円周率、
ｆ：前記炭化物の面積率［％］、
ｄ１：前記炭化物の円相当径の平均値［ｎｍ］、
ｄ２：前記炭化物の円相当径の２乗の平均値［ｎｍ２］、および、
ｄ３：前記炭化物の円相当径の３乗の平均値［ｎｍ３］、
である。
ｖｉ）また、上記の組織を得る、特に上掲式（１）の中央値を２０～８０ｎｍの範囲に制御するには、製造条件、特に、焼戻し工程を２区間に分け、それぞれの区間において、滞留時間と中間温度から算出される焼戻しパラメーターを個別かつ適切に制御することが重要である。なお、発明者らは、各区間の滞留時間と中間温度から算出される焼戻しパラメーターを個別かつ適切に制御することで焼戻し条件が途中で変化し、これによって、炭化物の不均一性が生じるものと考えている。
本発明は、上記の知見に基づき、さらに検討を加えて完成されたものである。
本発明は、上記の知見に基づき、さらに検討を加えて完成されたものである。
すなわち、本発明の要旨構成は次のとおりである。
１．質量％で、
Ｃ：０．１２％以上０．４０％以下、
Ｓｉ：１．５０％以下、
Ｍｎ：０．２０％以上３．５０％以下、
Ｐ：０．０５０％以下、
Ｓ：０．０１００％以下、
ｓｏｌ．Ａｌ：１．００％以下および
Ｎ：０．０１０％以下
であり、残部がＦｅおよび不可避的不純物である、成分組成を有し、
マルテンサイトおよびベイナイトの合計の面積率が９５％以上１００％以下であり、
前記マルテンサイトおよび前記ベイナイトの粒内に存在する炭化物の面積率が５％以上２５％以下であり、
ＫＡＭ値（Ｋｅｒｎｅｌ Ａｖｅｒａｇｅ Ｍｉｓｏｒｉｅｎｔａｔｉｏｎ値）が１°以下である領域の面積率が７０％以上であり、かつ、
前記炭化物の分散間隔について次式（１）を満足し、
引張強さが１３１０ＭＰａ以上である、鋼板。
ここで、
π：円周率、
ｆ：前記炭化物の面積率［％］、
ｄ１：前記炭化物の円相当径の平均値［ｎｍ］、
ｄ２：前記炭化物の円相当径の２乗の平均値［ｎｍ２］、および、
ｄ３：前記炭化物の円相当径の３乗の平均値［ｎｍ３］、
である。
１．質量％で、
Ｃ：０．１２％以上０．４０％以下、
Ｓｉ：１．５０％以下、
Ｍｎ：０．２０％以上３．５０％以下、
Ｐ：０．０５０％以下、
Ｓ：０．０１００％以下、
ｓｏｌ．Ａｌ：１．００％以下および
Ｎ：０．０１０％以下
であり、残部がＦｅおよび不可避的不純物である、成分組成を有し、
マルテンサイトおよびベイナイトの合計の面積率が９５％以上１００％以下であり、
前記マルテンサイトおよび前記ベイナイトの粒内に存在する炭化物の面積率が５％以上２５％以下であり、
ＫＡＭ値（Ｋｅｒｎｅｌ Ａｖｅｒａｇｅ Ｍｉｓｏｒｉｅｎｔａｔｉｏｎ値）が１°以下である領域の面積率が７０％以上であり、かつ、
前記炭化物の分散間隔について次式（１）を満足し、
引張強さが１３１０ＭＰａ以上である、鋼板。
π：円周率、
ｆ：前記炭化物の面積率［％］、
ｄ１：前記炭化物の円相当径の平均値［ｎｍ］、
ｄ２：前記炭化物の円相当径の２乗の平均値［ｎｍ２］、および、
ｄ３：前記炭化物の円相当径の３乗の平均値［ｎｍ３］、
である。
２．前記成分組成が、さらに、質量％で、以下のＡ群およびＢ群のうちの少なくとも一方を含有する、前記１に記載の鋼板。
（Ａ群）
Ｃｕ：１．００％以下、
Ｎｉ：１．００％以下、
Ｍｏ：０．５０％以下、
Ｃｒ：１．００％以下、
Ｚｒ：０．１００％以下、
Ｃａ：０．０１００％以下、
Ｔｉ：０．１００％以下、
Ｎｂ：０．１００％以下、
Ｂ：０．０１００％以下、
Ｖ：０．２００％以下、
Ｗ：０．２００％以下、
Ｓｂ：０．１００％以下、
Ｓｎ：０．１００％以下および
Ｍｇ：０．０１００％以下
のうちから選択される一種または二種以上
（Ｂ群）
Ｓｅ、Ａｓ、Ｐｂ、Ｂｉ、Ｚｎ、Ｃｓ、Ｒｂ、Ｃｏ、Ｌａ、Ｔｌ、Ｎｄ、Ｙ、Ｉｎ、Ｂｅ、Ｈｆ、Ｔｃ、Ｔａ、Ｏ、Ｌａ、ＣｅおよびＰｒうちから選択される一種または二種以上：合計で０．０２％以下
（Ａ群）
Ｃｕ：１．００％以下、
Ｎｉ：１．００％以下、
Ｍｏ：０．５０％以下、
Ｃｒ：１．００％以下、
Ｚｒ：０．１００％以下、
Ｃａ：０．０１００％以下、
Ｔｉ：０．１００％以下、
Ｎｂ：０．１００％以下、
Ｂ：０．０１００％以下、
Ｖ：０．２００％以下、
Ｗ：０．２００％以下、
Ｓｂ：０．１００％以下、
Ｓｎ：０．１００％以下および
Ｍｇ：０．０１００％以下
のうちから選択される一種または二種以上
（Ｂ群）
Ｓｅ、Ａｓ、Ｐｂ、Ｂｉ、Ｚｎ、Ｃｓ、Ｒｂ、Ｃｏ、Ｌａ、Ｔｌ、Ｎｄ、Ｙ、Ｉｎ、Ｂｅ、Ｈｆ、Ｔｃ、Ｔａ、Ｏ、Ｌａ、ＣｅおよびＰｒうちから選択される一種または二種以上：合計で０．０２％以下
３．表面にめっき層を有する、前記１または２に記載の鋼板。
４．前記１～３のいずれかに記載の鋼板を用いてなる、部材。
５．前記１または２に記載の成分組成を有する鋼スラブに圧延を施して鋼板とする、圧延工程と、
前記鋼板を、焼鈍温度：Ａ３点以上、および、焼鈍時間：３０秒以上として焼鈍する、焼鈍工程と、
ついで、前記鋼板を、前記焼鈍温度～第２冷却開始温度の温度域での平均冷却速度：１０℃／秒以下として冷却する、第１冷却工程と、
前記鋼板を、前記第２冷却開始温度：６８０℃以上、前記第２冷却開始温度～５０℃の温度域での平均冷却速度：３０℃／秒以上として、５０℃以下の冷却停止温度まで冷却する、第２冷却工程と、
前記鋼板を、次式（２）、（３）および（４）満足する条件で焼戻す、焼戻し工程と、
前記鋼板に、伸び率：０．１％以上０．４％以下として加工を施す、形状矯正工程と、
を有する、鋼板の製造方法。
λ１≦５０００・・・（２）
λ２≧３１００・・・（３）
λ２≦０．８８×λ１＋４００・・・（４）
ここで、
λ１：焼戻し工程の第１区間の焼戻しパラメーター、および
λ２：焼戻し工程の第２区間の焼戻しパラメーター、
であり、それぞれ次式（５）および（６）式により定義される。
λ１＝Ｔ１×（ｌｏｇｔ１＋２０）・・・（５）
λ２＝Ｔ２×（ｌｏｇｔ２＋２０）・・・（６）
また、
ｔ１：焼戻し工程の第１区間の滞留時間［ｓ］、
Ｔ１：焼戻し工程の第１区間の中間温度［℃］、
ｔ２：焼戻し工程の第２区間の滞留時間［ｓ］、および
Ｔ２：焼戻し工程の第２区間の中間温度［℃］、
である。
焼戻し工程の第１区間および第２区間とは、焼戻し工程において１００℃以上の温度域にある時間域を２等分し、前半を焼戻し工程の第１区間、後半を焼戻し工程の第２区間としたものである。
前記鋼板を、焼鈍温度：Ａ３点以上、および、焼鈍時間：３０秒以上として焼鈍する、焼鈍工程と、
ついで、前記鋼板を、前記焼鈍温度～第２冷却開始温度の温度域での平均冷却速度：１０℃／秒以下として冷却する、第１冷却工程と、
前記鋼板を、前記第２冷却開始温度：６８０℃以上、前記第２冷却開始温度～５０℃の温度域での平均冷却速度：３０℃／秒以上として、５０℃以下の冷却停止温度まで冷却する、第２冷却工程と、
前記鋼板を、次式（２）、（３）および（４）満足する条件で焼戻す、焼戻し工程と、
前記鋼板に、伸び率：０．１％以上０．４％以下として加工を施す、形状矯正工程と、
を有する、鋼板の製造方法。
λ１≦５０００・・・（２）
λ２≧３１００・・・（３）
λ２≦０．８８×λ１＋４００・・・（４）
ここで、
λ１：焼戻し工程の第１区間の焼戻しパラメーター、および
λ２：焼戻し工程の第２区間の焼戻しパラメーター、
であり、それぞれ次式（５）および（６）式により定義される。
λ１＝Ｔ１×（ｌｏｇｔ１＋２０）・・・（５）
λ２＝Ｔ２×（ｌｏｇｔ２＋２０）・・・（６）
また、
ｔ１：焼戻し工程の第１区間の滞留時間［ｓ］、
Ｔ１：焼戻し工程の第１区間の中間温度［℃］、
ｔ２：焼戻し工程の第２区間の滞留時間［ｓ］、および
Ｔ２：焼戻し工程の第２区間の中間温度［℃］、
である。
焼戻し工程の第１区間および第２区間とは、焼戻し工程において１００℃以上の温度域にある時間域を２等分し、前半を焼戻し工程の第１区間、後半を焼戻し工程の第２区間としたものである。
６．前記焼戻し工程後でかつ、前記形状矯正工程の前に、前記鋼板にめっき処理を行う、めっき処理工程を、さらに有する、前記５に記載の鋼板の製造方法。
７．前記１～３のいずれかに記載の鋼板に、成形加工および接合加工の少なくとも一方を施して部材とする、工程を有する、部材の製造方法。
本発明によれば、ＴＳ：１３１０ＭＰａ以上の強度と、優れた成形性とを同時に実現した鋼板が得られる。また、本発明の鋼板は、上記の特性により、より複雑な形状を有する部品に対しても冷間プレスでの適用が可能となるので、コストや生産性の点でより有利に、部品強度の向上および軽量化に貢献することができる。特に、本発明の鋼板は、自動車や家電製品等に冷間プレスを経て供される冷間プレス用鋼板として、好適である。
本発明を、以下の実施形態に基づき説明する。
［１］鋼板
まず、本発明の一実施形態に従う鋼板の成分組成について説明する。なお、成分組成における単位はいずれも「質量％」であるが、以下、特に断らない限り、単に「％」で示す。
［１］鋼板
まず、本発明の一実施形態に従う鋼板の成分組成について説明する。なお、成分組成における単位はいずれも「質量％」であるが、以下、特に断らない限り、単に「％」で示す。
Ｃ：０．１２％以上０．４０％以下
Ｃはマルテンサイトやベイナイトの強度を上昇させ、ＴＳ：１３１０ＭＰａ以上の強度を確保する観点から含有させる。Ｃ含有量が０．１２％未満では、所定の強度を安定して得ることが困難となる。したがって、Ｃ含有量は０．１２％以上とする。ＴＳ：１４７０ＭＰａ以上を得る観点からは、Ｃ含有量は０．１８％以上が好ましい。ＴＳ：１７００ＭＰａ以上を得る観点からは、Ｃ含有量は、より好ましくは０．２４％以上である。一方、Ｃ含有量が０．４０％を超えると、強度が高くなり過ぎて優れた成形性を確保することが困難となる。したがって、Ｃ含有量は０．４０％以下とする。Ｃ含有量は、好ましくは０．３６％以下、より好ましくは０．３２％以下である。
Ｃはマルテンサイトやベイナイトの強度を上昇させ、ＴＳ：１３１０ＭＰａ以上の強度を確保する観点から含有させる。Ｃ含有量が０．１２％未満では、所定の強度を安定して得ることが困難となる。したがって、Ｃ含有量は０．１２％以上とする。ＴＳ：１４７０ＭＰａ以上を得る観点からは、Ｃ含有量は０．１８％以上が好ましい。ＴＳ：１７００ＭＰａ以上を得る観点からは、Ｃ含有量は、より好ましくは０．２４％以上である。一方、Ｃ含有量が０．４０％を超えると、強度が高くなり過ぎて優れた成形性を確保することが困難となる。したがって、Ｃ含有量は０．４０％以下とする。Ｃ含有量は、好ましくは０．３６％以下、より好ましくは０．３２％以下である。
Ｓｉ：１．５０％以下
Ｓｉは、固溶強化による強化元素として添加することができる。Ｓｉ含有量の下限は特に限定されず、０％であってもよい。ただし、上記効果を得る観点から、Ｓｉ含有量は０．０２％以上が好ましい。Ｓｉ含有量は、より好ましくは０．１０％以上である。一方、Ｓｉの含有量が１．５０％を超えると、その効果が飽和する。また、熱間圧延時の変形抵抗が増加するため望ましくない。したがって、Ｓｉ含有量は１．５０％以下とする。Ｓｉ含有量は、好ましくは１．２０％以下、より好ましくは１．００％以下、さらに好ましくは０．８０％以下である。
Ｓｉは、固溶強化による強化元素として添加することができる。Ｓｉ含有量の下限は特に限定されず、０％であってもよい。ただし、上記効果を得る観点から、Ｓｉ含有量は０．０２％以上が好ましい。Ｓｉ含有量は、より好ましくは０．１０％以上である。一方、Ｓｉの含有量が１．５０％を超えると、その効果が飽和する。また、熱間圧延時の変形抵抗が増加するため望ましくない。したがって、Ｓｉ含有量は１．５０％以下とする。Ｓｉ含有量は、好ましくは１．２０％以下、より好ましくは１．００％以下、さらに好ましくは０．８０％以下である。
Ｍｎ：０．２０％以上３．５０％以下
Ｍｎは、鋼の焼入れ性を向上させる元素であり、マルテンサイトを確保するために含有させる。ここで、Ｍｎ含有量は、工業的に安定してマルテンサイトを確保する観点から、０．２０％以上とする。Ｍｎ含有量は、好ましくは０．８０％以上である。一方、Ｍｎを過剰に含有させると、粗大なＭｎＳやＭｎ偏析の形成を通じて成形性を劣化させるおそれがある。そのため、Ｍｎ含有量は３．５０％以下とする。Ｍｎ含有量は、好ましくは３．００％以下、より好ましくは２．５０％以下、さらに好ましくは２．００％以下である。
Ｍｎは、鋼の焼入れ性を向上させる元素であり、マルテンサイトを確保するために含有させる。ここで、Ｍｎ含有量は、工業的に安定してマルテンサイトを確保する観点から、０．２０％以上とする。Ｍｎ含有量は、好ましくは０．８０％以上である。一方、Ｍｎを過剰に含有させると、粗大なＭｎＳやＭｎ偏析の形成を通じて成形性を劣化させるおそれがある。そのため、Ｍｎ含有量は３．５０％以下とする。Ｍｎ含有量は、好ましくは３．００％以下、より好ましくは２．５０％以下、さらに好ましくは２．００％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、スポット溶接性が劣化する。また、Ｐの偏析により、成形性が劣化する。そのため、Ｐ含有量は０．０５０％以下とする。上記の観点から、Ｐ含有量は、好ましくは０．０２０％以下である。なお、Ｐ含有量の下限は特に限定されない。ただし、Ｐ含有量を０．００２％未満に低減するには多大なコストを要する。そのため、コストの観点からは、Ｐ含有量は０．００２％以上が好ましい。
Ｐは、鋼を強化する元素であるが、その含有量が多いと、スポット溶接性が劣化する。また、Ｐの偏析により、成形性が劣化する。そのため、Ｐ含有量は０．０５０％以下とする。上記の観点から、Ｐ含有量は、好ましくは０．０２０％以下である。なお、Ｐ含有量の下限は特に限定されない。ただし、Ｐ含有量を０．００２％未満に低減するには多大なコストを要する。そのため、コストの観点からは、Ｐ含有量は０．００２％以上が好ましい。
Ｓ：０．０１００％以下
Ｓは、粗大なＭｎＳの形成を通じて成形性を劣化させる。そのため、Ｓ含有量は０．０１００％以下とする。上記の観点から、Ｓ含有量は、好ましくは０．００５０％以下、より好ましくは０．００２０％以下である。なお、Ｓ含有量の下限は特に限定されない。ただし、Ｓ含有量を０．０００２％未満に低減するには多大なコストを要する。そのため、コストの観点からは、Ｓ含有量は０．０００２％以上が好ましい。
Ｓは、粗大なＭｎＳの形成を通じて成形性を劣化させる。そのため、Ｓ含有量は０．０１００％以下とする。上記の観点から、Ｓ含有量は、好ましくは０．００５０％以下、より好ましくは０．００２０％以下である。なお、Ｓ含有量の下限は特に限定されない。ただし、Ｓ含有量を０．０００２％未満に低減するには多大なコストを要する。そのため、コストの観点からは、Ｓ含有量は０．０００２％以上が好ましい。
ｓｏｌ．Ａｌ：１．００％以下
Ａｌは、十分な脱酸を行い、鋼中介在物を低減するために含有させることができる。ｓｏｌ．Ａｌ含有量の下限は特に限定されず０％であってもよい。ただし、安定して脱酸を行う観点からは、ｓｏｌ．Ａｌ含有量は０．００５％以上が好ましく、０．０１％以上がより好ましい。一方、ｓｏｌ．Ａｌ含有量が１．００％を超えると、Ａｌ系の粗大介在物が多量に生成し、成形性が劣化する。したがって、ｓｏｌ．Ａｌ含有量は１．００％以下とする。ｓｏｌ．Ａｌ含有量は、好ましくは０．８０％以下、より好ましくは０．５０％以下である。
Ａｌは、十分な脱酸を行い、鋼中介在物を低減するために含有させることができる。ｓｏｌ．Ａｌ含有量の下限は特に限定されず０％であってもよい。ただし、安定して脱酸を行う観点からは、ｓｏｌ．Ａｌ含有量は０．００５％以上が好ましく、０．０１％以上がより好ましい。一方、ｓｏｌ．Ａｌ含有量が１．００％を超えると、Ａｌ系の粗大介在物が多量に生成し、成形性が劣化する。したがって、ｓｏｌ．Ａｌ含有量は１．００％以下とする。ｓｏｌ．Ａｌ含有量は、好ましくは０．８０％以下、より好ましくは０．５０％以下である。
Ｎ：０．０１０％以下
Ｎは、粗大な窒化物を形成し、成形性を劣化させる。したがって、Ｎは０．０１０％以下とする。Ｎ含有量は、好ましくは０．００８０％以下である。Ｎ含有量の下限は特に限定されず０％であってもよい。ただし、工業的に実施する観点からは、Ｎ含有量は０．０００５％以上が好ましい。
Ｎは、粗大な窒化物を形成し、成形性を劣化させる。したがって、Ｎは０．０１０％以下とする。Ｎ含有量は、好ましくは０．００８０％以下である。Ｎ含有量の下限は特に限定されず０％であってもよい。ただし、工業的に実施する観点からは、Ｎ含有量は０．０００５％以上が好ましい。
以上、本発明の一実施形態に従う鋼板の基本成分について説明したが、本発明の一実施形態に従う鋼板は、上記基本成分を含有し、上記基本成分以外の残部は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、本発明の一実施形態に従う鋼板は、上記基本成分を含有し、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。本発明の一実施形態に従う鋼板には、上記基本成分に加え、以下に示す任意添加成分のうちから選択される一種または二種以上を含有させてもよい。なお、以下に示す任意添加成分は、以下に示す上限値以下で含有していれば、本発明の効果が得られるため、下限値は特に設けなくてもよい。また、以下に示す各任意添加成分が後述する好適な下限値未満で含有される場合、当該成分は不可避的不純物として含まれるものとすることもできる。
Ｃｕ：１．００％以下、
Ｎｉ：１．００％以下、
Ｍｏ：０．５０％以下、
Ｃｒ：１．００％以下、
Ｚｒ：０．１００％以下、
Ｃａ：０．０１００％以下、
Ｔｉ：０．１００％以下、
Ｎｂ：０．１００％以下、
Ｂ：０．０１００％以下、
Ｖ：０．２００％以下、
Ｗ：０．２００％以下、
Ｓｂ：０．１００％以下、
Ｓｎ：０．１００％以下および
Ｍｇ：０．０１００％以下
Ｃｕ：１．００％以下、
Ｎｉ：１．００％以下、
Ｍｏ：０．５０％以下、
Ｃｒ：１．００％以下、
Ｚｒ：０．１００％以下、
Ｃａ：０．０１００％以下、
Ｔｉ：０．１００％以下、
Ｎｂ：０．１００％以下、
Ｂ：０．０１００％以下、
Ｖ：０．２００％以下、
Ｗ：０．２００％以下、
Ｓｂ：０．１００％以下、
Ｓｎ：０．１００％以下および
Ｍｇ：０．０１００％以下
Ｃｕ：１．００％以下
Ｃｕは、耐食性を向上させる元素である。また、Ｃｕは、腐食生成物により鋼板表面を被覆して鋼板への水素侵入を抑制し、耐遅れ破壊特性を向上させる効果も有する。上記の観点から、Ｃｕ含有量は好ましくは０％超え、より好ましくは０．０１％以上である。特に、耐遅れ破壊特性の向上の観点からは、Ｃｕ含有量は０．０５％以上がさらに好ましい。しかしながら、Ｃｕ含有量が多くなりすぎると表面欠陥の原因となる。したがって、Ｃｕを含有させる場合、その含有量は１．００％以下が好ましい。
Ｃｕは、耐食性を向上させる元素である。また、Ｃｕは、腐食生成物により鋼板表面を被覆して鋼板への水素侵入を抑制し、耐遅れ破壊特性を向上させる効果も有する。上記の観点から、Ｃｕ含有量は好ましくは０％超え、より好ましくは０．０１％以上である。特に、耐遅れ破壊特性の向上の観点からは、Ｃｕ含有量は０．０５％以上がさらに好ましい。しかしながら、Ｃｕ含有量が多くなりすぎると表面欠陥の原因となる。したがって、Ｃｕを含有させる場合、その含有量は１．００％以下が好ましい。
Ｎｉ：１．００％以下
Ｎｉも、耐食性を向上させる元素である。上記の観点から、Ｎｉ含有量は好ましくは０％超え、より好ましくは０．０１％以上である。しかしながら、Ｎｉ含有量が多くなりすぎると、加熱炉内でのスケール生成が不均一になり、表面欠陥の原因になる。また、コスト増にもなる。したがって、Ｎｉを含有させる場合、その含有量は１．００％以下が好ましい。
Ｎｉも、耐食性を向上させる元素である。上記の観点から、Ｎｉ含有量は好ましくは０％超え、より好ましくは０．０１％以上である。しかしながら、Ｎｉ含有量が多くなりすぎると、加熱炉内でのスケール生成が不均一になり、表面欠陥の原因になる。また、コスト増にもなる。したがって、Ｎｉを含有させる場合、その含有量は１．００％以下が好ましい。
Ｍｏ：０．５０％以下
Ｍｏは、鋼の焼入れ性を向上させ、所定の強度を安定的に確保する効果を得る目的で含有させることができる。上記の効果を得る観点から、Ｍｏ含有量は好ましくは０％超え、より好ましくは０．００１％以上、さらに好ましくは０．００５％以上である。しかしながら、Ｍｏ含有量が０．５０％を超えると、化成処理性の劣化を招く。したがって、Ｍｏを含有させる場合、その含有量は０．５０％以下が好ましい。
Ｍｏは、鋼の焼入れ性を向上させ、所定の強度を安定的に確保する効果を得る目的で含有させることができる。上記の効果を得る観点から、Ｍｏ含有量は好ましくは０％超え、より好ましくは０．００１％以上、さらに好ましくは０．００５％以上である。しかしながら、Ｍｏ含有量が０．５０％を超えると、化成処理性の劣化を招く。したがって、Ｍｏを含有させる場合、その含有量は０．５０％以下が好ましい。
Ｃｒ：１．００％以下
Ｃｒは、鋼の焼入れ性を向上させる効果を得る目的で含有させることができる。上記の効果を得る観点から、Ｃｒ含有量は好ましくは０％超え、より好ましくは０．００１％以上である。しかしながら、Ｃｒ含有量が１．００％を超えると、化成処理性の劣化を招く。したがって、Ｃｒを含有させる場合、その含有量は１．００％以下が好ましい。なお、化成処理性の劣化を防止する観点からは、Ｃｒ含有量は０．２０％以下がより好ましい。
Ｃｒは、鋼の焼入れ性を向上させる効果を得る目的で含有させることができる。上記の効果を得る観点から、Ｃｒ含有量は好ましくは０％超え、より好ましくは０．００１％以上である。しかしながら、Ｃｒ含有量が１．００％を超えると、化成処理性の劣化を招く。したがって、Ｃｒを含有させる場合、その含有量は１．００％以下が好ましい。なお、化成処理性の劣化を防止する観点からは、Ｃｒ含有量は０．２０％以下がより好ましい。
Ｚｒ：０．１００％以下
Ｚｒは、旧γ粒径の微細化やそれによるマルテンサイトの内部構造の微細化を通じて高強度化に寄与する。このような観点から、Ｚｒ含有量は好ましくは０％超え、より好ましくは０．００１％以上である。しかしながら、Ｚｒを過剰に含有させると、Ｚｒ系の粗大な析出物が増加し、耐遅れ破壊特性の劣化を招く。したがって、Ｚｒを含有させる場合、その含有量は０．１００％以下が好ましい。
Ｚｒは、旧γ粒径の微細化やそれによるマルテンサイトの内部構造の微細化を通じて高強度化に寄与する。このような観点から、Ｚｒ含有量は好ましくは０％超え、より好ましくは０．００１％以上である。しかしながら、Ｚｒを過剰に含有させると、Ｚｒ系の粗大な析出物が増加し、耐遅れ破壊特性の劣化を招く。したがって、Ｚｒを含有させる場合、その含有量は０．１００％以下が好ましい。
Ｃａ：０．０１００％以下
Ｃａは、ＳをＣａＳとして固定し、耐遅れ破壊特性を改善する効果を有する。このような効果を得る観点から、Ｃａ含有量は好ましくは０％超え、より好ましくは０．０００１％以上である。しかしながら、Ｃａを過剰に含有させると、表面品質が劣化する。したがって、Ｃａを含有させる場合、その含有量は０．０１００％以下が好ましい。Ｃａ含有量は、より好ましくは０．００５０％以下である。
Ｃａは、ＳをＣａＳとして固定し、耐遅れ破壊特性を改善する効果を有する。このような効果を得る観点から、Ｃａ含有量は好ましくは０％超え、より好ましくは０．０００１％以上である。しかしながら、Ｃａを過剰に含有させると、表面品質が劣化する。したがって、Ｃａを含有させる場合、その含有量は０．０１００％以下が好ましい。Ｃａ含有量は、より好ましくは０．００５０％以下である。
Ｔｉ：０．１００％以下
Ｔｉは、ＢＮの形成に先んじてＴｉＮを形成する。これにより、固溶Ｂが確保され、焼入れ性の安定化効果が得られる。このような効果を得る観点から、Ｔｉ含有量は好ましくは０％超え、より好ましくは０．００２％以上である。一方、Ｔｉを過剰に含有させると、粗大なＴｉＮやＴｉＣ等の介在物が多量に生成し、耐遅れ破壊特性を劣化させる。したがって、Ｔｉ含有量は０．１００％以下とする。Ｔｉ含有量は、好ましくは０．０６０％以下、より好ましくは０．０５５％以下である。
Ｔｉは、ＢＮの形成に先んじてＴｉＮを形成する。これにより、固溶Ｂが確保され、焼入れ性の安定化効果が得られる。このような効果を得る観点から、Ｔｉ含有量は好ましくは０％超え、より好ましくは０．００２％以上である。一方、Ｔｉを過剰に含有させると、粗大なＴｉＮやＴｉＣ等の介在物が多量に生成し、耐遅れ破壊特性を劣化させる。したがって、Ｔｉ含有量は０．１００％以下とする。Ｔｉ含有量は、好ましくは０．０６０％以下、より好ましくは０．０５５％以下である。
Ｎｂ：０．１００％以下
Ｎｂは、旧γ粒径の微細化やそれによるマルテンサイトの内部構造の微細化を通じて高強度化に寄与する。このような観点から、Ｎｂ含有量は好ましくは０％超え、より好ましくは０．００２％以上である。しかしながら、Ｎｂを過剰に含有させると、Ｎｂ系の粗大な析出物が増加し、耐遅れ破壊特性の劣化を招く。したがって、Ｎｂを含有させる場合、その含有量は０．１００％以下が好ましい。
Ｎｂは、旧γ粒径の微細化やそれによるマルテンサイトの内部構造の微細化を通じて高強度化に寄与する。このような観点から、Ｎｂ含有量は好ましくは０％超え、より好ましくは０．００２％以上である。しかしながら、Ｎｂを過剰に含有させると、Ｎｂ系の粗大な析出物が増加し、耐遅れ破壊特性の劣化を招く。したがって、Ｎｂを含有させる場合、その含有量は０．１００％以下が好ましい。
Ｂ：０．０１００％以下
Ｂは、鋼の焼入れ性を向上させる元素であり、少ないＭｎ含有量でもマルテンサイトの生成量を増加させる利点を有する。このような効果を得る観点から、Ｂ含有量は好ましくは０％超え、より好ましくは０．０００２％以上、さらに好ましく０．０００５％以上とする。一方、Ｂ含有量が０．０１００％を超えると、その効果が飽和する。したがって、Ｂ含有量は０．０１００％以下とする。
Ｂは、鋼の焼入れ性を向上させる元素であり、少ないＭｎ含有量でもマルテンサイトの生成量を増加させる利点を有する。このような効果を得る観点から、Ｂ含有量は好ましくは０％超え、より好ましくは０．０００２％以上、さらに好ましく０．０００５％以上とする。一方、Ｂ含有量が０．０１００％を超えると、その効果が飽和する。したがって、Ｂ含有量は０．０１００％以下とする。
Ｖ：０．２００％以下
Ｖは、鋼の焼入れ性を向上させる効果、および、マルテンサイトの微細化による高強度化の効果を得る目的で含有させることができる。このような効果を得る観点から、Ｖ含有量は好ましくは０％超え、より好ましくは０．００１％以上である。しかしながら、Ｖ含有量が０．２００％を超えると、鋳造性の劣化を招く。したがって、Ｖを含有させる場合、その含有量は０．２００％以下が好ましい。
Ｖは、鋼の焼入れ性を向上させる効果、および、マルテンサイトの微細化による高強度化の効果を得る目的で含有させることができる。このような効果を得る観点から、Ｖ含有量は好ましくは０％超え、より好ましくは０．００１％以上である。しかしながら、Ｖ含有量が０．２００％を超えると、鋳造性の劣化を招く。したがって、Ｖを含有させる場合、その含有量は０．２００％以下が好ましい。
Ｗ：０．２００％以下
Ｗは、微細なＷ系炭化物・炭窒化物の形成を通じて、高強度化に寄与する。このような観点から、Ｗ含有量は好ましくは０％超え、より好ましくは０．００１％以上である。しかしながら、Ｗを過剰に含有させると、熱間圧延工程のスラブ加熱時に未固溶で残存する粗大な析出物が増加し、耐遅れ破壊特性の劣化を招く。したがって、Ｗを含有させる場合、その含有量は０．２００％以下が好ましい。
Ｗは、微細なＷ系炭化物・炭窒化物の形成を通じて、高強度化に寄与する。このような観点から、Ｗ含有量は好ましくは０％超え、より好ましくは０．００１％以上である。しかしながら、Ｗを過剰に含有させると、熱間圧延工程のスラブ加熱時に未固溶で残存する粗大な析出物が増加し、耐遅れ破壊特性の劣化を招く。したがって、Ｗを含有させる場合、その含有量は０．２００％以下が好ましい。
Ｓｂ：０．１００％以下
Ｓｂは、鋼板の表層での酸化や窒化を抑制し、これにより、ＣやＢの低減を抑制する。ＣやＢの低減が抑制されることによって、鋼板の表層でのフェライト生成が抑制され、高強度化に寄与する。このような観点から、Ｓｂ含有量は好ましくは０％超え、より好ましくは０．００１％以上である。しかしながら、Ｓｂ含有量が０．１００％を超えると、鋳造性が劣化する。また、旧γ粒界にＳｂが偏析して耐遅れ破壊特性の劣化を招く。したがって、Ｓｂを含有させる場合、その含有量は０．１００％以下が好ましい。
Ｓｂは、鋼板の表層での酸化や窒化を抑制し、これにより、ＣやＢの低減を抑制する。ＣやＢの低減が抑制されることによって、鋼板の表層でのフェライト生成が抑制され、高強度化に寄与する。このような観点から、Ｓｂ含有量は好ましくは０％超え、より好ましくは０．００１％以上である。しかしながら、Ｓｂ含有量が０．１００％を超えると、鋳造性が劣化する。また、旧γ粒界にＳｂが偏析して耐遅れ破壊特性の劣化を招く。したがって、Ｓｂを含有させる場合、その含有量は０．１００％以下が好ましい。
Ｓｎ：０．１００％以下
Ｓｎは、鋼板の表層での酸化や窒化を抑制し、これにより、ＣやＢの低減を抑制する。ＣやＢの低減が抑制されることによって、鋼板の表層でのフェライト生成が抑制され、高強度化、さらには耐遅れ破壊特性の改善に寄与する。このような観点から、Ｓｎ含有量は好ましくは０％超え、より好ましくは０．００１％以上である。しかしながら、Ｓｎ含有量が０．１００％を超えると、鋳造性が劣化する。また、旧γ粒界にＳｎが偏析して耐遅れ破壊特性の劣化を招く。したがって、Ｓｎを含有させる場合、その含有量は０．１００％以下が好ましい。
Ｓｎは、鋼板の表層での酸化や窒化を抑制し、これにより、ＣやＢの低減を抑制する。ＣやＢの低減が抑制されることによって、鋼板の表層でのフェライト生成が抑制され、高強度化、さらには耐遅れ破壊特性の改善に寄与する。このような観点から、Ｓｎ含有量は好ましくは０％超え、より好ましくは０．００１％以上である。しかしながら、Ｓｎ含有量が０．１００％を超えると、鋳造性が劣化する。また、旧γ粒界にＳｎが偏析して耐遅れ破壊特性の劣化を招く。したがって、Ｓｎを含有させる場合、その含有量は０．１００％以下が好ましい。
Ｍｇ：０．０１００％以下
Ｍｇは、ＭｇＯとしてＯを固定し、耐遅れ破壊特性を改善する。このような観点から、Ｍｇ含有量は好ましくは０％超え、より好ましくは０．０００１％以上である。しかしながら、Ｍｇを過剰に含有させると、表面品質や耐遅れ破壊特性の劣化を招く。したがって、Ｍｇを含有させる場合、その含有量は０．０１００％以下が好ましい。
Ｍｇは、ＭｇＯとしてＯを固定し、耐遅れ破壊特性を改善する。このような観点から、Ｍｇ含有量は好ましくは０％超え、より好ましくは０．０００１％以上である。しかしながら、Ｍｇを過剰に含有させると、表面品質や耐遅れ破壊特性の劣化を招く。したがって、Ｍｇを含有させる場合、その含有量は０．０１００％以下が好ましい。
なお、上記以外の元素としては、例えば、Ｓｅ、Ａｓ、Ｐｂ、Ｂｉ、Ｚｎ、Ｃｓ、Ｒｂ、Ｃｏ、Ｌａ、Ｔｌ、Ｎｄ、Ｙ、Ｉｎ、Ｂｅ、Ｈｆ、Ｔｃ、Ｔａ、Ｏ、Ｌａ、ＣｅおよびＰｒ等が挙げられ、これらの元素のうちから選択される一種または二種以上の合計の含有量は０．０２％以下であれば許容できる。これらの元素の含有量はいずれも０％であってよいことは言うまでもない。
上記以外の元素は、Ｆｅおよび不可避的不純物である。
つぎに、本発明の一実施形態に従う鋼板の組織について説明する。
本発明の一実施形態に従う鋼板の組織は、
マルテンサイトおよびベイナイトの合計の面積率が９５％以上１００％以下であり、
前記マルテンサイトおよび前記ベイナイトの粒内に存在する炭化物の面積率が５％以上２５％以下であり、
ＫＡＭ値（Ｋｅｒｎｅｌ Ａｖｅｒａｇｅ Ｍｉｓｏｒｉｅｎｔａｔｉｏｎ値）が１°以下である領域の面積率が７０％以上であり、かつ、
前記炭化物の分散間隔について上掲式（１）を満足する、組織である。
以下、それぞれの限定理由について説明する。なお、面積率は、組織全体に対する面積率である。
本発明の一実施形態に従う鋼板の組織は、
マルテンサイトおよびベイナイトの合計の面積率が９５％以上１００％以下であり、
前記マルテンサイトおよび前記ベイナイトの粒内に存在する炭化物の面積率が５％以上２５％以下であり、
ＫＡＭ値（Ｋｅｒｎｅｌ Ａｖｅｒａｇｅ Ｍｉｓｏｒｉｅｎｔａｔｉｏｎ値）が１°以下である領域の面積率が７０％以上であり、かつ、
前記炭化物の分散間隔について上掲式（１）を満足する、組織である。
以下、それぞれの限定理由について説明する。なお、面積率は、組織全体に対する面積率である。
マルテンサイトおよびベイナイトの合計面積率：９５％以上１００％以下
所定の強度を得るために、マルテンサイトおよびベイナイトの合計面積率を９５％以上とする。マルテンサイトおよびベイナイトの合計面積率が９５％未満になると、残部組織であるフェライト、残留オーステナイトおよびパーライトが増加し、所定の強度を得ることが難しくなる。なお、マルテンサイトおよびベイナイトの合計面積率が９５％未満の組織構成で所定の強度を確保する方法としては、例えば、焼戻し温度の低温化やＣ量を増加させる方法がある。しかしながら、焼戻し温度の低温化の場合、靭性が低下して成形性が劣化する。また、Ｃ量を増加させる方法では、溶接性を劣化させるおそれがある。したがって、マルテンサイトおよびベイナイトの合計面積率は９５％以上とする。なお、マルテンサイトおよびベイナイトの合計面積率の上限は特に限定されず、１００％であってもよい。
所定の強度を得るために、マルテンサイトおよびベイナイトの合計面積率を９５％以上とする。マルテンサイトおよびベイナイトの合計面積率が９５％未満になると、残部組織であるフェライト、残留オーステナイトおよびパーライトが増加し、所定の強度を得ることが難しくなる。なお、マルテンサイトおよびベイナイトの合計面積率が９５％未満の組織構成で所定の強度を確保する方法としては、例えば、焼戻し温度の低温化やＣ量を増加させる方法がある。しかしながら、焼戻し温度の低温化の場合、靭性が低下して成形性が劣化する。また、Ｃ量を増加させる方法では、溶接性を劣化させるおそれがある。したがって、マルテンサイトおよびベイナイトの合計面積率は９５％以上とする。なお、マルテンサイトおよびベイナイトの合計面積率の上限は特に限定されず、１００％であってもよい。
残部の面積率：５％以下
マルテンサイトおよびベイナイト以外の残部を構成する組織は、強度を低下させるおそれがある。そのため、残部の面積率は５％以下とする。残部の面積率の下限は特に限定されず、残部の面積率は０％であってもよい。なお、マルテンサイトおよびベイナイト以外の残部を構成する組織としては、フェライト、残留オーステナイトおよびパーライトが挙げられる。
マルテンサイトおよびベイナイト以外の残部を構成する組織は、強度を低下させるおそれがある。そのため、残部の面積率は５％以下とする。残部の面積率の下限は特に限定されず、残部の面積率は０％であってもよい。なお、マルテンサイトおよびベイナイト以外の残部を構成する組織としては、フェライト、残留オーステナイトおよびパーライトが挙げられる。
ここで、マルテンサイトおよびベイナイトの合計面積率は、以下のように測定する。
すなわち、鋼板のＬ断面（圧延方向に平行な垂直断面）を研磨後、ナイタールで腐食し、鋼板のＬ断面を、鋼板の板厚１／４位置においてＳＥＭにより２０００倍の倍率にて４視野観察する。ついで、撮影した組織写真を画像解析する。マルテンサイトおよびベイナイトはいずれも、灰色のコントラストを呈した領域である。マルテンサイトおよびベイナイトには、内部に炭化物や窒化物、硫化物、酸化物などの介在物が含まれる場合があるが、これらの介在物が占める領域は、マルテンサイトおよびベイナイトの面積に含めるものとする。また、上記の灰色のコントラストを呈した領域には、残留オーステナイトが含まれる場合があるため、後述する方法により、上記の灰色のコントラストを呈した領域の面積率から残留オーステナイトの面積率を減じて、マルテンサイトおよびベイナイトの合計面積率を算出する。
すなわち、鋼板のＬ断面（圧延方向に平行な垂直断面）を研磨後、ナイタールで腐食し、鋼板のＬ断面を、鋼板の板厚１／４位置においてＳＥＭにより２０００倍の倍率にて４視野観察する。ついで、撮影した組織写真を画像解析する。マルテンサイトおよびベイナイトはいずれも、灰色のコントラストを呈した領域である。マルテンサイトおよびベイナイトには、内部に炭化物や窒化物、硫化物、酸化物などの介在物が含まれる場合があるが、これらの介在物が占める領域は、マルテンサイトおよびベイナイトの面積に含めるものとする。また、上記の灰色のコントラストを呈した領域には、残留オーステナイトが含まれる場合があるため、後述する方法により、上記の灰色のコントラストを呈した領域の面積率から残留オーステナイトの面積率を減じて、マルテンサイトおよびベイナイトの合計面積率を算出する。
なお、マルテンサイトおよびベイナイトは、製造過程において焼戻しが生じた、いわゆる焼戻しマルテンサイトおよび焼戻しベイナイトを主体として構成される。ここで、焼戻しマルテンサイトおよび焼戻しベイナイトには、連続冷却中に自己焼戻しを生じたマルテンサイトおよびベイナイトも含まれる。また、マルテンサイトの一部には、焼戻しが生じていない、いわゆるフレッシュマルテンサイトが面積率で５％以下含まれる場合がある（後述する実施例の発明例においても、（内部に炭化物が認められない）フレッシュマルテンサイトの面積率はいずれも、５％以下であった）。焼戻しマルテンサイトでは、通常、内部に白いコントラストの炭化物を含む。一方、フレッシュマルテンサイトでは、内部に炭化物が認められない。
また、残部組織のうち、フェライトは、黒色のコントラストを呈した領域である。パーライトは、フェライトと板状で白いコントラストのセメンタイトとが層状になった組織である。
なお、マルテンサイトとベイナイトとは、基本的には、上記したＳＥＭによる組織写真のコントラスト差から判別可能である。しかし、両者の判別が困難な場合には、内部に含まれる炭化物の位置やバリアントを、ＳＥＭにより１００００倍の倍率にて観察することにより、判別することが可能である。すなわち、ベイナイトでは、ラス状組織の界面またはラス内に炭化物が生成している。また、ベイニティックフェライトとセメンタイトとの結晶方位関係が１種類であるので、生成した炭化物は一方向に伸びている。一方、マルテンサイトを主に構成する焼戻しマルテンサイトでは、ラス内に炭化物が生成している。また、ラスと炭化物との結晶方位関係が２種類以上あるため、生成した炭化物は複数方向に伸びている。よって、内部に含まれる炭化物の位置やバリアントを、ＳＥＭにより１００００倍の倍率にて観察することにより、焼戻しマルテンサイトとベイナイトとを判別することが可能である。
ついで、上記の灰色のコントラストを呈した領域の４視野分の合計の面積を算出し、当該合計面積を４視野分の観察領域の全面積で除して１００を乗じた値を求める。ついで、求めた値から後述する方法により測定した残留オーステナイトの面積率を減じ、その値を、マルテンサイトおよびベイナイトの合計面積率とする。ただし、灰色のコントラストを呈した領域のうち、面積が１μｍ２未満の島状領域は除外してマルテンサイトおよびベイナイトの合計面積率を算出する。
ここで、残留オーステナイトの面積率は、以下のように測定する。
すなわち、鋼板をその表面から２００μｍまでの深さまでシュウ酸により化学研磨する。ついで、化学研磨した面を観察面として、Ｘ線回折法により観察する。入射Ｘ線にはＭｏＫα線を使用し、ｂｃｃ鉄の（２００）、（２１１）および（２２０）各面の回折強度に対するｆｃｃ鉄（オーステナイト）の（２００）、（２２０）および（３１１）各面の回折強度の比を求める。ついで、各面の回折強度の比から、残留オーステナイトの体積率を算出する。そして、残留オーステナイトが三次元的に均質であるとみなして、残留オーステナイトの体積率を、残留オーステナイトの面積率とする。
すなわち、鋼板をその表面から２００μｍまでの深さまでシュウ酸により化学研磨する。ついで、化学研磨した面を観察面として、Ｘ線回折法により観察する。入射Ｘ線にはＭｏＫα線を使用し、ｂｃｃ鉄の（２００）、（２１１）および（２２０）各面の回折強度に対するｆｃｃ鉄（オーステナイト）の（２００）、（２２０）および（３１１）各面の回折強度の比を求める。ついで、各面の回折強度の比から、残留オーステナイトの体積率を算出する。そして、残留オーステナイトが三次元的に均質であるとみなして、残留オーステナイトの体積率を、残留オーステナイトの面積率とする。
また、残部の面積率は、１００％から上記のようにして求めたマルテンサイトおよびベイナイトの合計面積率を減じることにより求める。
［残部の面積率（％）］＝１００－［マルテンサイトおよびベイナイトの合計面積率（％）］
［残部の面積率（％）］＝１００－［マルテンサイトおよびベイナイトの合計面積率（％）］
マルテンサイトおよびベイナイトの粒内に存在する炭化物の面積率：５％以上２５％以下
マルテンサイトおよびベイナイトの粒内に存在する炭化物（以下、単に炭化物ともいう)は、鋼板の変形時に転位の運動を阻害して加工硬化特性を向上させる。炭化物の面積率が５％未満の場合、上記の効果が十分でなく優れた成形性が得られない。一方、炭化物の面積率が２５％超えの場合、所定の強度を確保することが困難になる。したがって、炭化物の面積率は５％以上２５％以下とする。炭化物の面積率は、好ましくは１０％以上である。炭化物の面積率は、好ましくは２０％以下である。
マルテンサイトおよびベイナイトの粒内に存在する炭化物（以下、単に炭化物ともいう)は、鋼板の変形時に転位の運動を阻害して加工硬化特性を向上させる。炭化物の面積率が５％未満の場合、上記の効果が十分でなく優れた成形性が得られない。一方、炭化物の面積率が２５％超えの場合、所定の強度を確保することが困難になる。したがって、炭化物の面積率は５％以上２５％以下とする。炭化物の面積率は、好ましくは１０％以上である。炭化物の面積率は、好ましくは２０％以下である。
ＫＡＭ値が１°以下である領域の面積率：７０％以上
ＫＡＭ値は、後方散乱電子回折（ＥＢＳＤ）による、ある測定点（ピクセル）とその隣接する全ての測定点（ピクセル）との間の方位差の平均値である。そして、ＫＡＭ値が高いほど、鋼板に内在するひずみ量が大きいことを示す。自動車部品への成形時に寸法精度を確保する観点から、板形状は良好であることが求められる。そのため、焼戻し工程の後に形状矯正工程を行う場合がある。形状矯正工程では、圧延や曲げ加工により鋼板にひずみを付与する。しかし、付与するひずみ量が過大になると、鋼板の延性が損なわれ、優れた成形性が得られない。つまり、良好な成形性を確保するためには、ＫＡＭ値を低くする必要がある。ここで、ＫＡＭ値が１°以下である領域の面積率が７０％以上の場合には、優れた成形性が得られていた。そのため、ＫＡＭ値が１°以下である領域の面積率は７０％以上とする。ＫＡＭ値が１°以下である領域の面積率は、より好ましくは８０％以上である。ＫＡＭ値が１°以下である領域の面積率の上限は特に限定されず、１００％であってもよい。ＫＡＭ値が１°以下である領域の面積率は、より好ましくは９５％以下である。なお、ＫＡＭ値の制御には、後述する形状矯正工程の条件を適正に制御することが重要である。
ＫＡＭ値は、後方散乱電子回折（ＥＢＳＤ）による、ある測定点（ピクセル）とその隣接する全ての測定点（ピクセル）との間の方位差の平均値である。そして、ＫＡＭ値が高いほど、鋼板に内在するひずみ量が大きいことを示す。自動車部品への成形時に寸法精度を確保する観点から、板形状は良好であることが求められる。そのため、焼戻し工程の後に形状矯正工程を行う場合がある。形状矯正工程では、圧延や曲げ加工により鋼板にひずみを付与する。しかし、付与するひずみ量が過大になると、鋼板の延性が損なわれ、優れた成形性が得られない。つまり、良好な成形性を確保するためには、ＫＡＭ値を低くする必要がある。ここで、ＫＡＭ値が１°以下である領域の面積率が７０％以上の場合には、優れた成形性が得られていた。そのため、ＫＡＭ値が１°以下である領域の面積率は７０％以上とする。ＫＡＭ値が１°以下である領域の面積率は、より好ましくは８０％以上である。ＫＡＭ値が１°以下である領域の面積率の上限は特に限定されず、１００％であってもよい。ＫＡＭ値が１°以下である領域の面積率は、より好ましくは９５％以下である。なお、ＫＡＭ値の制御には、後述する形状矯正工程の条件を適正に制御することが重要である。
ここで、ＫＡＭ値が１°以下である領域の面積率は、以下のように測定する。
すなわち、鋼板のＬ断面（圧延方向に平行な垂直断面）を研磨後、コロイダルシリカにて仕上げ研磨する。ついで、鋼板のＬ断面の板厚１／４位置において１００μｍ×１００μｍの領域を後方散乱電子回折（ＥＢＳＤ）にて解析する。ステップサイズは０．１μｍとする。ついで、ＴＳＬソリューションズ製の解析ソフトＯＩＭ Ａｎａｌｙｓｉｓ Ｖｅｒ．７を用いて、各測定点のＫＡＭ値を求める。そして、ＫＡＭ値が１°以下である測定点（ピクセル）の合計の面積を解析領域の全面積（１００μｍ×１００μｍ）で除し、１００を乗じた値を、ＫＡＭ値が１°以下である領域の面積率とする。
すなわち、鋼板のＬ断面（圧延方向に平行な垂直断面）を研磨後、コロイダルシリカにて仕上げ研磨する。ついで、鋼板のＬ断面の板厚１／４位置において１００μｍ×１００μｍの領域を後方散乱電子回折（ＥＢＳＤ）にて解析する。ステップサイズは０．１μｍとする。ついで、ＴＳＬソリューションズ製の解析ソフトＯＩＭ Ａｎａｌｙｓｉｓ Ｖｅｒ．７を用いて、各測定点のＫＡＭ値を求める。そして、ＫＡＭ値が１°以下である測定点（ピクセル）の合計の面積を解析領域の全面積（１００μｍ×１００μｍ）で除し、１００を乗じた値を、ＫＡＭ値が１°以下である領域の面積率とする。
炭化物の分散間隔：次式（１）を満足する。
上述したように、実際の組織での炭化物の不均一性を加味した炭化物の分散間隔は、次式（１）の中央値により表すことができる。そして、次式（１）を満足させる、つまり、次式（１）の中央値で表される炭化物の分散間隔（以下、単に分散間隔ともいう）を２０～８０ｎｍの範囲に制御することによって、ＴＳ：１３１０ＭＰａ以上の強度と、優れた成形性とを同時に実現できる。ここで、分散間隔が２０ｎｍ未満の場合、鋼板の変形時に転位の運動が過剰に阻害され、優れた成形性が得られない。一方、分散間隔が８０ｎｍを超えると、所定の強度を確保することが困難となる。そのため、分散間隔は２０～８０ｎｍとする。分散間隔は、好ましくは３０ｎｍ以上である。また、分散間隔は、好ましくは７０ｎｍ以下である。
ここで、
π：円周率、
ｆ：前記炭化物の面積率［％］、
ｄ１：前記炭化物の円相当径の平均値（各炭化物の円相当径の算術平均値）［ｎｍ］、
ｄ２：前記炭化物の円相当径の２乗の平均値（各炭化物の円相当径の２乗の算術平均値）［ｎｍ２］、および、
ｄ３：前記炭化物の円相当径の３乗の平均値（各炭化物の円相当径の３乗の算術平均値）［ｎｍ３］、
である。
上述したように、実際の組織での炭化物の不均一性を加味した炭化物の分散間隔は、次式（１）の中央値により表すことができる。そして、次式（１）を満足させる、つまり、次式（１）の中央値で表される炭化物の分散間隔（以下、単に分散間隔ともいう）を２０～８０ｎｍの範囲に制御することによって、ＴＳ：１３１０ＭＰａ以上の強度と、優れた成形性とを同時に実現できる。ここで、分散間隔が２０ｎｍ未満の場合、鋼板の変形時に転位の運動が過剰に阻害され、優れた成形性が得られない。一方、分散間隔が８０ｎｍを超えると、所定の強度を確保することが困難となる。そのため、分散間隔は２０～８０ｎｍとする。分散間隔は、好ましくは３０ｎｍ以上である。また、分散間隔は、好ましくは７０ｎｍ以下である。
π：円周率、
ｆ：前記炭化物の面積率［％］、
ｄ１：前記炭化物の円相当径の平均値（各炭化物の円相当径の算術平均値）［ｎｍ］、
ｄ２：前記炭化物の円相当径の２乗の平均値（各炭化物の円相当径の２乗の算術平均値）［ｎｍ２］、および、
ｄ３：前記炭化物の円相当径の３乗の平均値（各炭化物の円相当径の３乗の算術平均値）［ｎｍ３］、
である。
また、炭化物の面積率の測定、および、分散間隔の算出は、以下のようにして行う。
すなわち、鋼板のＬ断面（圧延方向に平行な垂直断面）を研磨後、ナイタールで腐食する。ついで、鋼板のＬ断面を、鋼板の板厚１／４位置においてＳＥＭにより観察し、インレンズＳＥ像を取得する。なお、インレンズＳＥ像では、物質表面の仕事関数、局所的な帯電による表面ポテンシャルの変化の影響を受け、物質の違いに敏感な像が得られるため、地鉄と炭化物との境界が明瞭に確認できる。また、加速電圧：１ｋＶ、ワーキングディスタンス：４ｍｍ、倍率：１５０００倍とする。得られたインレンズＳＥ像をＩｍａｇｅＪにより画像解析し、炭化物と地鉄に２値化する。ついで、粒子解析機能により、炭化物の合計の面積率を算出し、その値を炭化物の面積率ｆとする。また、各炭化物の円相当径を算出し、各炭化物の円相当径を基に、ｄ１、ｄ２およびｄ３を算出する。そして、これらの値から、上掲式（１）の中央値を算出し、炭化物の分散間隔とする。
ここで、各炭化物の円相当径は、次式により算出する。
［各炭化物の円相当径（ｎｍ）］＝（４×［各炭化物の面積（ｎｍ２）］÷π）１／２
なお、炭化物の面積率およびｄ１、ｄ２およびｄ３の算出では、円相当径が５ｎｍ未満の炭化物は除外する。
すなわち、鋼板のＬ断面（圧延方向に平行な垂直断面）を研磨後、ナイタールで腐食する。ついで、鋼板のＬ断面を、鋼板の板厚１／４位置においてＳＥＭにより観察し、インレンズＳＥ像を取得する。なお、インレンズＳＥ像では、物質表面の仕事関数、局所的な帯電による表面ポテンシャルの変化の影響を受け、物質の違いに敏感な像が得られるため、地鉄と炭化物との境界が明瞭に確認できる。また、加速電圧：１ｋＶ、ワーキングディスタンス：４ｍｍ、倍率：１５０００倍とする。得られたインレンズＳＥ像をＩｍａｇｅＪにより画像解析し、炭化物と地鉄に２値化する。ついで、粒子解析機能により、炭化物の合計の面積率を算出し、その値を炭化物の面積率ｆとする。また、各炭化物の円相当径を算出し、各炭化物の円相当径を基に、ｄ１、ｄ２およびｄ３を算出する。そして、これらの値から、上掲式（１）の中央値を算出し、炭化物の分散間隔とする。
ここで、各炭化物の円相当径は、次式により算出する。
［各炭化物の円相当径（ｎｍ）］＝（４×［各炭化物の面積（ｎｍ２）］÷π）１／２
なお、炭化物の面積率およびｄ１、ｄ２およびｄ３の算出では、円相当径が５ｎｍ未満の炭化物は除外する。
また、マルテンサイトの領域には旧γ粒界、パケット境界およびブロック境界が内在し、これらの粒界および境界上に炭化物がフィルム状に析出する場合があるが、これらの炭化物は、マルテンサイトの粒内に存在する炭化物には含めない。
つぎに、本発明の一実施形態に従う鋼板の機械特性について、説明する。
引張強さ（ＴＳ）：１３１０ＭＰａ以上
本発明の一実施形態に従う鋼板は、ＴＳ：１３１０ＭＰａ以上でも、成形性に優れる点を特徴の一つとするものである。したがって、ＴＳは１３１０ＭＰａ以上とする。ＴＳは、好ましくは１４７０ＭＰａ以上、より好ましくは１７００ＭＰａ以上である。ＴＳの上限については特に限定されないが、例えば、ＴＳは２５００ＭＰａ以下が好適であり得る。なお、ＴＳは、ＪＩＳ Ｚ ２２４１に準拠する引張試験により測定する。詳細は後述する実施例に記載するとおりである。
本発明の一実施形態に従う鋼板は、ＴＳ：１３１０ＭＰａ以上でも、成形性に優れる点を特徴の一つとするものである。したがって、ＴＳは１３１０ＭＰａ以上とする。ＴＳは、好ましくは１４７０ＭＰａ以上、より好ましくは１７００ＭＰａ以上である。ＴＳの上限については特に限定されないが、例えば、ＴＳは２５００ＭＰａ以下が好適であり得る。なお、ＴＳは、ＪＩＳ Ｚ ２２４１に準拠する引張試験により測定する。詳細は後述する実施例に記載するとおりである。
また、本発明の一実施形態に従う鋼板は、その表面（片面または両面）にめっき層を有していてもよい。めっき層の種類は特に限定されず、例えば、亜鉛めっき層や亜鉛以外の金属のめっき層が挙げられる。また、めっき層は、亜鉛等の主となる成分以外の成分を含んでもよい。亜鉛めっき層としては、例えば、溶融亜鉛めっき層や合金化溶融亜鉛めっき層、電気亜鉛めっき層が挙げられる。
なお、本発明の一実施形態に従う鋼板の板厚は特に限定されないが、好ましくは０．５ｍｍ以上３．０ｍｍ以下である。また、本発明の一実施形態に従う鋼板は、熱延鋼板であっても、冷延鋼板であってもよい。
［２］部材
つぎに、本発明の一実施形態に従う部材について、説明する。
本発明の一実施形態に従う部材は、上記の鋼板を用いてなる（素材とする）部材である。例えば、素材である鋼板に、成形加工および接合加工の少なくとも一方、好適には、冷間プレスを施して部材とする。
ここで、上記の鋼板は、ＴＳ：１３１０ＭＰａ以上の強度と、優れた成形性とを同時に実現している。また、上記の鋼板は、上記の特性により、より複雑な形状を有する部品に対しても冷間プレスでの適用が可能となるので、コストや生産性の点でより有利に、部品強度の向上および軽量化に貢献することができる。そのため、本発明の一実施形態に従う部材は、自動車や家電製品等に使用される部材に適用して特に好適である。
つぎに、本発明の一実施形態に従う部材について、説明する。
本発明の一実施形態に従う部材は、上記の鋼板を用いてなる（素材とする）部材である。例えば、素材である鋼板に、成形加工および接合加工の少なくとも一方、好適には、冷間プレスを施して部材とする。
ここで、上記の鋼板は、ＴＳ：１３１０ＭＰａ以上の強度と、優れた成形性とを同時に実現している。また、上記の鋼板は、上記の特性により、より複雑な形状を有する部品に対しても冷間プレスでの適用が可能となるので、コストや生産性の点でより有利に、部品強度の向上および軽量化に貢献することができる。そのため、本発明の一実施形態に従う部材は、自動車や家電製品等に使用される部材に適用して特に好適である。
［３］鋼板の製造方法
つぎに、本発明の一実施形態に従う鋼板の製造方法について、説明する。
つぎに、本発明の一実施形態に従う鋼板の製造方法について、説明する。
本発明の一実施形態に従う鋼板の製造方法は、
上記の成分組成を有する鋼スラブに圧延を施して鋼板とする、圧延工程と、
前記鋼板を、焼鈍温度：Ａ３点以上、および、焼鈍時間：３０秒以上として焼鈍する、焼鈍工程と、
ついで、前記鋼板を、前記焼鈍温度～第２冷却開始温度の温度域での平均冷却速度：１０℃／秒以下として冷却する、第１冷却工程と、
前記鋼板を、前記第２冷却開始温度：６８０℃以上、前記第２冷却開始温度～５０℃の温度域での平均冷却速度：３０℃／秒以上として、５０℃以下の冷却停止温度まで冷却する、第２冷却工程と、
前記鋼板を、上掲式（２）、（３）および（４）満足する条件で焼戻す、焼戻し工程と、
前記鋼板に、伸び率：０．１％以上０．４％以下として加工を施す、形状矯正工程と、
を有する、というものである。
なお、上記の各温度は、特に説明がない限り、鋼スラブおよび鋼板の表面温度を意味する。
上記の成分組成を有する鋼スラブに圧延を施して鋼板とする、圧延工程と、
前記鋼板を、焼鈍温度：Ａ３点以上、および、焼鈍時間：３０秒以上として焼鈍する、焼鈍工程と、
ついで、前記鋼板を、前記焼鈍温度～第２冷却開始温度の温度域での平均冷却速度：１０℃／秒以下として冷却する、第１冷却工程と、
前記鋼板を、前記第２冷却開始温度：６８０℃以上、前記第２冷却開始温度～５０℃の温度域での平均冷却速度：３０℃／秒以上として、５０℃以下の冷却停止温度まで冷却する、第２冷却工程と、
前記鋼板を、上掲式（２）、（３）および（４）満足する条件で焼戻す、焼戻し工程と、
前記鋼板に、伸び率：０．１％以上０．４％以下として加工を施す、形状矯正工程と、
を有する、というものである。
なお、上記の各温度は、特に説明がない限り、鋼スラブおよび鋼板の表面温度を意味する。
［圧延工程］
まず、鋼スラブに圧延、例えば、熱間圧延、または、熱間圧延および冷間圧延を施して鋼板とする。鋼スラブの準備方法（製造条件）、熱間圧延条件および冷間圧延条件は特に限定されず、常法に従い行えばよい。なお、熱間圧延後の熱延鋼板に、任意に酸洗を施してもよい。酸洗条件についても特に限定されず、常法に従えばよい。また、冷間圧延後の冷延鋼板に、任意に酸洗を施してもよい。酸洗条件についても特に限定されず、常法に従えばよい。
まず、鋼スラブに圧延、例えば、熱間圧延、または、熱間圧延および冷間圧延を施して鋼板とする。鋼スラブの準備方法（製造条件）、熱間圧延条件および冷間圧延条件は特に限定されず、常法に従い行えばよい。なお、熱間圧延後の熱延鋼板に、任意に酸洗を施してもよい。酸洗条件についても特に限定されず、常法に従えばよい。また、冷間圧延後の冷延鋼板に、任意に酸洗を施してもよい。酸洗条件についても特に限定されず、常法に従えばよい。
［焼鈍工程］
ついで、上記のようにして得られた鋼板（熱延鋼板または冷延鋼板）を、焼鈍温度：Ａ３点以上、および、焼鈍時間：３０秒以上として焼鈍する。
ついで、上記のようにして得られた鋼板（熱延鋼板または冷延鋼板）を、焼鈍温度：Ａ３点以上、および、焼鈍時間：３０秒以上として焼鈍する。
焼鈍温度：Ａ３点以上
最終製品の鋼板の組織において、上記のようなマルテンサイトおよびベイナイトを主体とする組織を得るためには、焼鈍温度をＡ３点以上とすることが必要である。
すなわち、焼鈍温度がＡ３点未満になると、焼鈍時に十分なオーステナイトが生成しない。その結果、最終製品において所定のマルテンサイトおよびベイナイトの合計面積率が得られず、ひいては、ＴＳ：１３１０ＭＰａ以上が得られない。そのため、焼鈍温度はＡ３点以上とする。なお、焼鈍温度の上限は特に限定されないが、焼鈍温度が一定以上になると、オーステナイト粒径が粗大になり靱性が劣化するおそれがある。そのため、焼鈍温度は１０００℃以下が好ましい。
なお、焼鈍温度は、焼鈍工程での最高到達温度であり、焼鈍における保持中の温度はＡ３点以上であれば、一定であっても、変動してもよい。また、Ａ３点は次式により求める。
Ａ３点（℃）＝９１０－２０３×［Ｃ％］０．５＋４４．７×［Ｓｉ％］＋
３１．５×［Ｍｏ％］－３０×［Ｍｎ％］－１１×［Ｃｒ％］＋７００×［Ｐ％］＋
４００×［Ａｌ％］＋４００×［Ｔｉ％］
最終製品の鋼板の組織において、上記のようなマルテンサイトおよびベイナイトを主体とする組織を得るためには、焼鈍温度をＡ３点以上とすることが必要である。
すなわち、焼鈍温度がＡ３点未満になると、焼鈍時に十分なオーステナイトが生成しない。その結果、最終製品において所定のマルテンサイトおよびベイナイトの合計面積率が得られず、ひいては、ＴＳ：１３１０ＭＰａ以上が得られない。そのため、焼鈍温度はＡ３点以上とする。なお、焼鈍温度の上限は特に限定されないが、焼鈍温度が一定以上になると、オーステナイト粒径が粗大になり靱性が劣化するおそれがある。そのため、焼鈍温度は１０００℃以下が好ましい。
なお、焼鈍温度は、焼鈍工程での最高到達温度であり、焼鈍における保持中の温度はＡ３点以上であれば、一定であっても、変動してもよい。また、Ａ３点は次式により求める。
Ａ３点（℃）＝９１０－２０３×［Ｃ％］０．５＋４４．７×［Ｓｉ％］＋
３１．５×［Ｍｏ％］－３０×［Ｍｎ％］－１１×［Ｃｒ％］＋７００×［Ｐ％］＋
４００×［Ａｌ％］＋４００×［Ｔｉ％］
焼鈍時間：３０秒以上
焼鈍時間が３０秒未満になると、焼鈍時に十分なオーステナイトが生成しない。その結果、最終製品において所定のマルテンサイトおよびベイナイトの合計面積率が得られず、ひいては、ＴＳ：１３１０ＭＰａ以上が得られない。そのため、焼鈍時間は３０秒以上とする。なお、焼鈍時間の上限は特に限定されないが、焼鈍時間が一定以上になると、オーステナイト粒径が粗大になり靱性が劣化するおそれがある。したがって、焼鈍時間は９００秒以下が好ましい。
なお、焼鈍時間とは、Ａ３点以上の温度域での保持時間（滞留時間）である。
焼鈍時間が３０秒未満になると、焼鈍時に十分なオーステナイトが生成しない。その結果、最終製品において所定のマルテンサイトおよびベイナイトの合計面積率が得られず、ひいては、ＴＳ：１３１０ＭＰａ以上が得られない。そのため、焼鈍時間は３０秒以上とする。なお、焼鈍時間の上限は特に限定されないが、焼鈍時間が一定以上になると、オーステナイト粒径が粗大になり靱性が劣化するおそれがある。したがって、焼鈍時間は９００秒以下が好ましい。
なお、焼鈍時間とは、Ａ３点以上の温度域での保持時間（滞留時間）である。
［第１冷却工程］
ついで、上記のようにして焼鈍を施した鋼板を、焼鈍温度～（後述する）第２冷却開始温度の温度域での平均冷却速度：１０℃／秒以下として、冷却する。
ついで、上記のようにして焼鈍を施した鋼板を、焼鈍温度～（後述する）第２冷却開始温度の温度域での平均冷却速度：１０℃／秒以下として、冷却する。
焼鈍温度～第２冷却開始温度の温度域での平均冷却速度：１０℃／秒以下
焼鈍温度～第２冷却開始温度の温度域での平均冷却速度（以下、第１冷却速度ともいう）が１０℃／秒を超えると、２次冷却開始前の鋼板に温度ばらつきが生じ、第２冷却工程後の板形状が平坦でなくなるおそれがある。板形状が平坦でない場合、例えば、自動車部品への成形時に寸法精度の確保が困難になる等の問題が生じる。そのため、第１冷却速度は１０℃／秒以下とする。第１冷却速度は、好ましくは８℃／秒以下である。なお、第１冷却速度の下限は特に限定されないが、第１冷却速度は１℃／秒以上が好ましい。
焼鈍温度～第２冷却開始温度の温度域での平均冷却速度（以下、第１冷却速度ともいう）が１０℃／秒を超えると、２次冷却開始前の鋼板に温度ばらつきが生じ、第２冷却工程後の板形状が平坦でなくなるおそれがある。板形状が平坦でない場合、例えば、自動車部品への成形時に寸法精度の確保が困難になる等の問題が生じる。そのため、第１冷却速度は１０℃／秒以下とする。第１冷却速度は、好ましくは８℃／秒以下である。なお、第１冷却速度の下限は特に限定されないが、第１冷却速度は１℃／秒以上が好ましい。
［第２冷却工程］
ついで、鋼板を、第２冷却開始温度：６８０℃以上、第２冷却開始温度～５０℃の温度域での平均冷却速度：３０℃／秒以上として、５０℃以下の冷却停止温度まで冷却する。
ついで、鋼板を、第２冷却開始温度：６８０℃以上、第２冷却開始温度～５０℃の温度域での平均冷却速度：３０℃／秒以上として、５０℃以下の冷却停止温度まで冷却する。
第２冷却開始温度：６８０℃以上
第２冷却開始温度が６８０℃未満の場合、残留γやパーライトが過剰に生成し、最終製品において所定のマルテンサイトおよびベイナイトの合計面積率が得られないおそれがある。また、冷却中にマルテンサイトやベイナイトの焼戻しが生じ、炭化物が過度に粗大化するおそれもある。そのため、第２冷却開始温度：６８０℃以上とする。第２冷却開始温度の上限は特に限定されないが、例えば、第２冷却開始温度は９１０℃以下が好ましい。また、第２冷却開始温度は、焼鈍温度－５０℃以下が好ましい。
第２冷却開始温度が６８０℃未満の場合、残留γやパーライトが過剰に生成し、最終製品において所定のマルテンサイトおよびベイナイトの合計面積率が得られないおそれがある。また、冷却中にマルテンサイトやベイナイトの焼戻しが生じ、炭化物が過度に粗大化するおそれもある。そのため、第２冷却開始温度：６８０℃以上とする。第２冷却開始温度の上限は特に限定されないが、例えば、第２冷却開始温度は９１０℃以下が好ましい。また、第２冷却開始温度は、焼鈍温度－５０℃以下が好ましい。
第２冷却開始温度～５０℃の温度域での平均冷却速度：３０℃／秒以上
第２冷却開始温度～５０℃の温度域での平均冷却速度（以下、第２冷却速度ともいう）が３０℃／秒未満の場合、残留γやパーライトが過剰に生成し、最終製品において所定のマルテンサイトおよびベイナイトの合計面積率が得られないおそれがある。また、冷却中にマルテンサイトやベイナイトの焼戻しが生じ、炭化物が過度に粗大化するおそれもある。そのため、第２冷却速度は３０℃／秒以上とする。第２冷却速度は、好ましくは５０℃／秒以上、より好ましくは１００℃／秒以上である。なお、第２冷却速度の上限は特に限定されないが、第２冷却速度は２０００℃／秒以下が好ましい。
第２冷却開始温度～５０℃の温度域での平均冷却速度（以下、第２冷却速度ともいう）が３０℃／秒未満の場合、残留γやパーライトが過剰に生成し、最終製品において所定のマルテンサイトおよびベイナイトの合計面積率が得られないおそれがある。また、冷却中にマルテンサイトやベイナイトの焼戻しが生じ、炭化物が過度に粗大化するおそれもある。そのため、第２冷却速度は３０℃／秒以上とする。第２冷却速度は、好ましくは５０℃／秒以上、より好ましくは１００℃／秒以上である。なお、第２冷却速度の上限は特に限定されないが、第２冷却速度は２０００℃／秒以下が好ましい。
冷却停止温度：５０℃以下
炭化物の粗大化を抑制する観点から、冷却停止温度は５０℃以下とする。なお、冷却停止温度の下限は特に限定されないが、冷却停止温度は５℃以上が好ましい。
炭化物の粗大化を抑制する観点から、冷却停止温度は５０℃以下とする。なお、冷却停止温度の下限は特に限定されないが、冷却停止温度は５℃以上が好ましい。
［焼戻し工程］
ついで、鋼板を、次式（２）、（３）および（４）を同時に満足する条件で焼戻す。
ついで、鋼板を、次式（２）、（３）および（４）を同時に満足する条件で焼戻す。
λ１≦５０００ ・・・（２）
λ１が過大になると、炭化物の面積率が過大となり、所定の強度を得ることが困難となる。そのため、λ１は５０００以下とする。λ１は、より好ましくは４７００以下である。λ１の下限については特に限定されないが、例えば、λ１は３５００以上が好ましい。
λ１が過大になると、炭化物の面積率が過大となり、所定の強度を得ることが困難となる。そのため、λ１は５０００以下とする。λ１は、より好ましくは４７００以下である。λ１の下限については特に限定されないが、例えば、λ１は３５００以上が好ましい。
λ２≧３１００ ・・・（３）
λ２が過小になると、炭化物が過度に微細になり成形性が劣化する。そのため、λ２は３１００以上とする。
λ２が過小になると、炭化物が過度に微細になり成形性が劣化する。そのため、λ２は３１００以上とする。
λ２≦０．８８×λ１＋４００・・・（４）
また、λ１との関係で上掲式（４）を満足するようにλ２を制御することにより、炭化物のサイズに不均一性が生じる。これにより、炭化物の分散間隔について上掲式（１）を満足させて、ＴＳ：１３１０ＭＰａ以上の強度と優れた成形性とを同時に得ることが可能となる。そのため、λ１との関係で上掲式（４）を満足するようにλ２を制御する。
また、λ１との関係で上掲式（４）を満足するようにλ２を制御することにより、炭化物のサイズに不均一性が生じる。これにより、炭化物の分散間隔について上掲式（１）を満足させて、ＴＳ：１３１０ＭＰａ以上の強度と優れた成形性とを同時に得ることが可能となる。そのため、λ１との関係で上掲式（４）を満足するようにλ２を制御する。
なお、上掲式（２）～（４）において、
λ１：焼戻し工程の第１区間の焼戻しパラメーター、および
λ２：焼戻し工程の第２区間の焼戻しパラメーター、
であり、それぞれ次式（５）および（６）式により定義される。
λ１＝Ｔ１×（ｌｏｇｔ１＋２０）・・・（５）
λ２＝Ｔ２×（ｌｏｇｔ２＋２０）・・・（６）
また、
ｔ１：焼戻し工程の第１区間の滞留時間［ｓ］、
Ｔ１：焼戻し工程の第１区間の中間温度［℃］、
ｔ２：焼戻し工程の第２区間の滞留時間［ｓ］、および、
Ｔ２：焼戻し工程の第２区間の中間温度［℃］、
である。なお、上掲式（５）および（６）中のｌｏｇは、常用対数（底＝１０）を表すものである。
焼戻し工程の第１区間および第２区間とは、焼戻し工程において１００℃以上の温度域にある時間域を２等分し、前半を焼戻し工程の第１区間、後半を焼戻し工程の第２区間としたものである。
λ１：焼戻し工程の第１区間の焼戻しパラメーター、および
λ２：焼戻し工程の第２区間の焼戻しパラメーター、
であり、それぞれ次式（５）および（６）式により定義される。
λ１＝Ｔ１×（ｌｏｇｔ１＋２０）・・・（５）
λ２＝Ｔ２×（ｌｏｇｔ２＋２０）・・・（６）
また、
ｔ１：焼戻し工程の第１区間の滞留時間［ｓ］、
Ｔ１：焼戻し工程の第１区間の中間温度［℃］、
ｔ２：焼戻し工程の第２区間の滞留時間［ｓ］、および、
Ｔ２：焼戻し工程の第２区間の中間温度［℃］、
である。なお、上掲式（５）および（６）中のｌｏｇは、常用対数（底＝１０）を表すものである。
焼戻し工程の第１区間および第２区間とは、焼戻し工程において１００℃以上の温度域にある時間域を２等分し、前半を焼戻し工程の第１区間、後半を焼戻し工程の第２区間としたものである。
また、Ｔ１およびＴ２は、第１区間および第２区間の中間時点の温度を測定し、その測定値をそれぞれＴ１およびＴ２とする。
なお、ｔ１およびｔ２は特に限定されず、例えば、それぞれ２００～７００秒とすることが好ましい。また、Ｔ１およびＴ２も特に限定されず、例えば、Ｔ１は１５０～２２０℃、Ｔ２は１５０～２００℃とすることが好ましい。
［形状矯正工程］
ついで、得られた鋼板に、プレス成形の形状精度を安定化させる観点から、板形状を平坦化する加工（形状矯正）を施す。当該加工は、例えば、スキンパス圧延（調質圧延）やレベラー加工などで実施可能であり、適正な伸び率に制御できれば方法は問わない。ここで、良好な板形状を得るには伸び率を０．１％以上にする必要がある。一方、伸び率が０．４％を超えると、鋼板の成形性が劣化する。そのため、伸び率の上限は０．４％とする。伸び率の上限は、好ましくは０．３％以下である。なお、伸び率は、次式（７）により計算する。
伸び率（％）＝｛（Ｖ０－Ｖｉ）／Ｖｉ｝×１００ ・・・（７）
ここで、
Ｖ０：形状矯正装置の出側通板速度（ｍ／秒）、
Ｖｉ：形状矯正装置の入側通板速度（ｍ／秒）
である。
ついで、得られた鋼板に、プレス成形の形状精度を安定化させる観点から、板形状を平坦化する加工（形状矯正）を施す。当該加工は、例えば、スキンパス圧延（調質圧延）やレベラー加工などで実施可能であり、適正な伸び率に制御できれば方法は問わない。ここで、良好な板形状を得るには伸び率を０．１％以上にする必要がある。一方、伸び率が０．４％を超えると、鋼板の成形性が劣化する。そのため、伸び率の上限は０．４％とする。伸び率の上限は、好ましくは０．３％以下である。なお、伸び率は、次式（７）により計算する。
伸び率（％）＝｛（Ｖ０－Ｖｉ）／Ｖｉ｝×１００ ・・・（７）
ここで、
Ｖ０：形状矯正装置の出側通板速度（ｍ／秒）、
Ｖｉ：形状矯正装置の入側通板速度（ｍ／秒）
である。
［めっき処理工程］
また、得られた鋼板に、めっき処理を施してもよい。めっき処理を施すことにより、表面にめっき層を有する鋼板が得られる。めっき処理方法は特に限定されず、例えば、溶融めっきや電気めっきが挙げられる。また、溶融めっき後に合金化を施すめっき処理でもよい。また、めっきの種類も特に限定されず、例えば、亜鉛めっきや亜鉛以外の金属のめっきが挙げられる。めっき処理の条件は特に限定されず、常法に従えばよい。なお、めっき浴は、亜鉛等の主となる成分以外の成分を含んでもよい。また、めっき処理工程は、前記焼戻し工程後でかつ、前記形状矯正工程の前に、行うことが好ましい。
また、得られた鋼板に、めっき処理を施してもよい。めっき処理を施すことにより、表面にめっき層を有する鋼板が得られる。めっき処理方法は特に限定されず、例えば、溶融めっきや電気めっきが挙げられる。また、溶融めっき後に合金化を施すめっき処理でもよい。また、めっきの種類も特に限定されず、例えば、亜鉛めっきや亜鉛以外の金属のめっきが挙げられる。めっき処理の条件は特に限定されず、常法に従えばよい。なお、めっき浴は、亜鉛等の主となる成分以外の成分を含んでもよい。また、めっき処理工程は、前記焼戻し工程後でかつ、前記形状矯正工程の前に、行うことが好ましい。
なお、上記の焼鈍工程以降の各工程は、任意に、連続焼鈍により行っても、バッチ焼鈍により行ってもよいが、生産性の観点からは、連続焼鈍により行うことが好ましい。
上記以外の条件については特に限定されず、常法に従えばよい。
［４］部材の製造方法
つぎに、本発明の一実施形態に従う部材の製造方法について、説明する。
本発明の一実施形態に従う部材の製造方法は、上記の鋼板（例えば、上記の鋼板の製造方法により製造された鋼板）に、成形加工および接合加工の少なくとも一方を施して部材とする工程、好適には、冷間プレスを施して部材とする工程を有する。
ここで、成形加工方法は、特に限定されず、例えば、プレス加工等の一般的な加工方法を用いることができる。また、接合加工方法も、特に限定されず、例えば、スポット溶接、レーザー溶接、アーク溶接等の一般的な溶接や、リベット接合、かしめ接合等を用いることができる。なお、成形条件および接合条件については特に限定されず、常法に従えばよい。冷間プレス条件についても特に限定されず、常法に従えばよい。
つぎに、本発明の一実施形態に従う部材の製造方法について、説明する。
本発明の一実施形態に従う部材の製造方法は、上記の鋼板（例えば、上記の鋼板の製造方法により製造された鋼板）に、成形加工および接合加工の少なくとも一方を施して部材とする工程、好適には、冷間プレスを施して部材とする工程を有する。
ここで、成形加工方法は、特に限定されず、例えば、プレス加工等の一般的な加工方法を用いることができる。また、接合加工方法も、特に限定されず、例えば、スポット溶接、レーザー溶接、アーク溶接等の一般的な溶接や、リベット接合、かしめ接合等を用いることができる。なお、成形条件および接合条件については特に限定されず、常法に従えばよい。冷間プレス条件についても特に限定されず、常法に従えばよい。
表１に示す成分組成（残部はＦｅ及び不可避的不純物）を有する鋼を溶製し、鋼スラブに鋳造した。得られた鋼スラブを、仕上げ圧延温度：８４０～９５０℃、巻取温度：４００～７００℃の条件で熱間圧延し、熱延鋼板を得た。ついで、得られた熱延鋼板を、酸洗後、冷間圧延し、冷延鋼板を得た。得られた冷延鋼板に、表２に示す条件で連続焼鈍による熱処理（焼鈍工程、第１冷却工程、第２冷却工程および焼戻し工程）を施した。なお、第２冷却工程における冷却停止温度はいずれも室温（２５℃）とした。ついで、一部の冷延鋼板（Ｎｏ．１８の冷延鋼板）にめっき処理（電気亜鉛めっき処理）を施し、冷延鋼板の表面にめっき層を設けた。ついで、冷延鋼板またはめっき鋼板に、表２に示す条件で調質圧延による形状矯正を施し、最終製品となる鋼板（板厚：１．２ｍｍ）を得た。なお、Ｎｏ．２７の焼鈍時間は、Ｎｏ．２７の焼鈍温度での保持時間である。また、明記した以外の条件は、常法に従った。
かくして得られた鋼板を用いて、上述した要領により、鋼板の組織の同定、ならびに、マルテンサイトおよびベイナイトの粒内に存在する炭化物の面積率の測定を行った。また、上述した要領により、炭化物の分散間隔（上掲式（１）の中央値）を求めた。結果を表３に示す。
また、ＪＩＳ Ｚ ２２４１およびＪＩＳ Ｚ ２２５３に準拠して引張試験を行い、ＴＳおよびｎ値を測定した。すなわち、鋼板から、長手方向が鋼板の圧延方向に対して直角となるようにＪＩＳ５号試験片を採取した。採取した試験片を用いて、クロスヘッド速度：１０ｍｍ／ｍｉｎの条件で引張試験を行い、ＴＳおよびｎ値を測定した。結果を表３に併記する。なお、ＴＳの評価基準は以下のとおりである。
・ＴＳ
合格：１３１０ＭＰａ以上
不合格：１３１０ＭＰａ未満
また、ｎ値は、ひずみ量が１％から３％の範囲を対象として算出した。
・ＴＳ
合格：１３１０ＭＰａ以上
不合格：１３１０ＭＰａ未満
また、ｎ値は、ひずみ量が１％から３％の範囲を対象として算出した。
また、成形性の評価は、上記で算出したｎ値による評価と、９０度Ｖ曲げ試験による評価とで行った。一般に、曲げ試験では、曲げ成形後の鋼板表面を観察して亀裂の有無から曲げ性の優劣を評価する。しかし、ここでは、ひずみの分散性を評価した。すなわち、曲げ成形時には、下死点に到達する前に曲げポンチと鋼板との間に隙間が生じ、鋼板の曲げ頂点部が曲げポンチの先端よりも小さい曲率半径で曲げ成形される。この現象は、実際のプレス成形においてもしばしば生じる現象であり、ひずみ分散性が低い鋼板ほど顕著に生じる。ひずみ分散性が低い鋼板を所定の形状にプレス成形すると、局部的にひずみが集中してしまい、割れに至る。ここでは、鋼板の圧延直角方向が長手方向となるように３０ｍｍ×１００ｍｍの試験片を切り出し、９０度Ｖ曲げを行った。ついで、曲げ稜線と直交する鋼板の板厚断面を研磨後、当該断面をＳＥＭにて観察し、鋼板の曲げ頂点部の曲率半径ｒを次式（８）により求めた。
ｒ＝｛（ｗ／２）２＋ｈ２｝／２ｈ・・・（８）
ここで、ｗおよびｈは、図１に示す距離であり、ｗは一定（２ｍｍ）となるようにした。なお、図１は、９０度Ｖ曲げによる曲げ稜線と直交する鋼板の板厚断面のＳＥＭ写真の一例である。そして、ｒを曲げポンチの曲率半径Ｒで除した値であるｒ／Ｒを求め、このｒ／Ｒを成形性の指標とした。ここで、Ｒは４．０ｍｍで実施した。
ｒ＝｛（ｗ／２）２＋ｈ２｝／２ｈ・・・（８）
ここで、ｗおよびｈは、図１に示す距離であり、ｗは一定（２ｍｍ）となるようにした。なお、図１は、９０度Ｖ曲げによる曲げ稜線と直交する鋼板の板厚断面のＳＥＭ写真の一例である。そして、ｒを曲げポンチの曲率半径Ｒで除した値であるｒ／Ｒを求め、このｒ／Ｒを成形性の指標とした。ここで、Ｒは４．０ｍｍで実施した。
なお、本実施例ではいずれも板厚：１．２ｍｍの鋼板を用いたが、板厚：１．２ｍｍ以外の板厚の鋼板を評価する場合には、曲げ成形後のスプリングバック量が変化するため計測される鋼板の曲げ頂点部の曲率半径の値を補正する必要がある。例えば、板厚が薄い場合、鋼板の剛性が小さくなるためスプリングバック量が大きくなり、鋼板の曲げ頂点部の曲率半径の値が大きくなる。そのため、板厚：１．２ｍｍ以外の板厚の鋼板を評価する場合には、次式（９）のようにｒを計算する。
ｒ＝ｒｔ＋２．２×（ｔ－１．２）・・・（９）
ここで、ｔ：評価対象とする鋼板の板厚、ｒｔ：板厚ｔの鋼板で評価した曲げ頂点部の曲率半径である。
ｒ＝ｒｔ＋２．２×（ｔ－１．２）・・・（９）
ここで、ｔ：評価対象とする鋼板の板厚、ｒｔ：板厚ｔの鋼板で評価した曲げ頂点部の曲率半径である。
なお、９０度Ｖ曲げは、成形速度：３０ｍｍ／ｍｉｎ、成形荷重：１０ｔｏｎで行った。本実施例において、成形性を上記のように評価した理由は、成形性の優劣をより定量的に解析するためである。また、実際に部品をプレス成形する試験では、割れの有無でしか成形性の優劣を判断できないからである。また、ｒ／Ｒは、基本的にはひずみ分散性の指標であるが、介在物や偏析が過剰な場合、曲げ頂点部でネッキングや割れを生じるため、ｒ／Ｒの値は低位となる。そのため、介在物や偏析等の影響を含めた評価が可能であり、実際の成形性の優劣とも相関する。
そして、ｎ値が０．１３以上かつｒ／Ｒの値が０．６０以上の鋼板を成形性に優れる（表３中の成形性の判定の欄が「合格」）と判定し、ｎ値が０．１３未満またはｒ／Ｒの値が０．６０未満の鋼板を成形性が十分ではない（表３中の成形性の判定の欄が「不合格」）と判定した。結果を表３に併記する。
また、自動車部品への成形時に寸法精度を確保する観点から、板形状が良好であることが求められる。そのため、鋼板を、１０００ｍｍ幅、５００ｍｍ長さに切り出し、切り出した鋼板を定盤上に水平に設置して、定盤上での最高点の位置での高さ（定盤表面からの距離）を測定した。そして、その測定値から当該鋼板の板厚を減じた値を、最大反り高さと定義し、板形状の指標とした。そして、最大反り高さが２０ｍｍ以下の鋼板を板形状が良好である（表３中の板形状の欄が「合格」）と判定し、最大反り高さが２０ｍｍ超えの鋼板を板形状が良好ではない（表３中の板形状の欄が「不合格」）と判定した。結果を表３に併記する。
表３に示したように、発明例ではいずれも、引張強さ（ＴＳ）および成形性の両方が合格であった。また、板形状も良好であった。また、発明例の鋼板を用いて、冷間プレスを含む種々の成形加工を施して得た種々の形状の部材および接合加工を施して得た種々の形状の部材ではいずれも、割れの発生なく目標とする形状を有し、また、十分な引張強さ（ＴＳ）を有していた。
一方、比較例では、引張強さ（ＴＳ）および成形性の少なくとも１つが十分ではなかった。
一方、比較例では、引張強さ（ＴＳ）および成形性の少なくとも１つが十分ではなかった。
本発明によれば、ＴＳ：１３１０ＭＰａ以上の強度と、優れた成形性とを同時に実現した鋼板が得られる。また、本発明の鋼板は、上記の特性により、より複雑な形状を有する部品に対しても冷間プレスでの適用が可能となるので、コストや生産性の点でより有利に、部品強度の向上および軽量化に貢献することができる。
Claims (8)
- 質量％で、
Ｃ：０．１２％以上０．４０％以下、
Ｓｉ：１．５０％以下、
Ｍｎ：０．２０％以上３．５０％以下、
Ｐ：０．０５０％以下、
Ｓ：０．０１００％以下、
ｓｏｌ．Ａｌ：１．００％以下および
Ｎ：０．０１０％以下
であり、残部がＦｅおよび不可避的不純物である、成分組成を有し、
マルテンサイトおよびベイナイトの合計の面積率が９５％以上１００％以下であり、
前記マルテンサイトおよび前記ベイナイトの粒内に存在する炭化物の面積率が５％以上２５％以下であり、
ＫＡＭ値（Ｋｅｒｎｅｌ Ａｖｅｒａｇｅ Ｍｉｓｏｒｉｅｎｔａｔｉｏｎ値）が１°以下である領域の面積率が７０％以上であり、かつ、
前記炭化物の分散間隔について次式（１）を満足し、
引張強さが１３１０ＭＰａ以上である、鋼板。
π：円周率、
ｆ：前記炭化物の面積率［％］、
ｄ１：前記炭化物の円相当径の平均値［ｎｍ］、
ｄ２：前記炭化物の円相当径の２乗の平均値［ｎｍ２］、および、
ｄ３：前記炭化物の円相当径の３乗の平均値［ｎｍ３］、
である。 - 前記成分組成が、さらに、質量％で、以下のＡ群およびＢ群のうちの少なくとも一方を含有する、請求項１に記載の鋼板。
（Ａ群）
Ｃｕ：１．００％以下、
Ｎｉ：１．００％以下、
Ｍｏ：０．５０％以下、
Ｃｒ：１．００％以下、
Ｚｒ：０．１００％以下、
Ｃａ：０．０１００％以下、
Ｔｉ：０．１００％以下、
Ｎｂ：０．１００％以下、
Ｂ：０．０１００％以下、
Ｖ：０．２００％以下、
Ｗ：０．２００％以下、
Ｓｂ：０．１００％以下、
Ｓｎ：０．１００％以下および
Ｍｇ：０．０１００％以下
のうちから選択される一種または二種以上
（Ｂ群）
Ｓｅ、Ａｓ、Ｐｂ、Ｂｉ、Ｚｎ、Ｃｓ、Ｒｂ、Ｃｏ、Ｌａ、Ｔｌ、Ｎｄ、Ｙ、Ｉｎ、Ｂｅ、Ｈｆ、Ｔｃ、Ｔａ、Ｏ、Ｌａ、ＣｅおよびＰｒうちから選択される一種または二種以上：合計で０．０２％以下 - 表面にめっき層を有する、請求項１に記載の鋼板。
- 表面にめっき層を有する、請求項２に記載の鋼板。
- 請求項１～４のいずれか一項に記載の鋼板を用いてなる、部材。
- 鋼板の製造方法であって、
前記鋼板は、
マルテンサイトおよびベイナイトの合計の面積率が９５％以上１００％以下であり、
前記マルテンサイトおよび前記ベイナイトの粒内に存在する炭化物の面積率が５％以上２５％以下であり、
ＫＡＭ値（Ｋｅｒｎｅｌ Ａｖｅｒａｇｅ Ｍｉｓｏｒｉｅｎｔａｔｉｏｎ値）が１°以下である領域の面積率が７０％以上であり、かつ、
前記炭化物の分散間隔について次式（１）を満足し、
引張強さが１３１０ＭＰａ以上であり、
前記鋼板の製造方法は、
請求項１または２に記載の成分組成を有する鋼スラブに圧延を施して鋼板とする、圧延工程と、
前記鋼板を、焼鈍温度：Ａ３点以上、および、焼鈍時間：３０秒以上として焼鈍する、焼鈍工程と、
ついで、前記鋼板を、前記焼鈍温度～第２冷却開始温度の温度域での平均冷却速度：１０℃／秒以下として冷却する、第１冷却工程と、
前記鋼板を、前記第２冷却開始温度：６８０℃以上、前記第２冷却開始温度～５０℃の温度域での平均冷却速度：３０℃／秒以上として、５０℃以下の冷却停止温度まで冷却する、第２冷却工程と、
前記鋼板を、次式（２）、（３）および（４）満足する条件で焼戻す、焼戻し工程と、
前記鋼板に、伸び率：０．１％以上０．４％以下として加工を施す、形状矯正工程と、
を有する、鋼板の製造方法。
π：円周率、
ｆ：前記炭化物の面積率［％］、
ｄ １ ：前記炭化物の円相当径の平均値［ｎｍ］、
ｄ ２ ：前記炭化物の円相当径の２乗の平均値［ｎｍ ２ ］、および、
ｄ ３ ：前記炭化物の円相当径の３乗の平均値［ｎｍ ３ ］、
である。
λ１≦５０００・・・（２）
λ２≧３１００・・・（３）
λ２≦０．８８×λ１＋４００・・・（４）
ここで、
λ１：焼戻し工程の第１区間の焼戻しパラメーター、および
λ２：焼戻し工程の第２区間の焼戻しパラメーター、
であり、それぞれ次式（５）および（６）式により定義される。
λ１＝Ｔ１×（ｌｏｇｔ１＋２０）・・・（５）
λ２＝Ｔ２×（ｌｏｇｔ２＋２０）・・・（６）
また、
ｔ１：焼戻し工程の第１区間の滞留時間［ｓ］、
Ｔ１：焼戻し工程の第１区間の中間温度［℃］、
ｔ２：焼戻し工程の第２区間の滞留時間［ｓ］、および
Ｔ２：焼戻し工程の第２区間の中間温度［℃］、
である。
焼戻し工程の第１区間および第２区間とは、焼戻し工程において１００℃以上の温度域にある時間域を２等分し、前半を焼戻し工程の第１区間、後半を焼戻し工程の第２区間としたものである。 - 前記焼戻し工程後でかつ、前記形状矯正工程の前に、前記鋼板にめっき処理を行う、めっき処理工程を、さらに有する、請求項６に記載の鋼板の製造方法。
- 請求項１～４のいずれか一項に記載の鋼板に、成形加工および接合加工の少なくとも一方を施して部材とする、工程を有する、部材の製造方法。
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