(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
質量％で、C：0.03〜0.10％、Si：0.01〜0.50％、Mn：1.4〜2.2％、Ｐ：0.025％以下、Ｓ：0.005％以下、Al：0.005〜0.10％、Nb：0.02〜0.10％、Ti：0.001〜0.030％、Mo：0.01〜0.50％、Cr：0.01〜0.50％、Ni：0.01〜0.50％を含み、残部Feおよび不可避的不純物からなる組成を有し、
内層が、平均粒径10μm以下のベイニティックフェライトを面積率で５０％以上とし、第二相として、面積率で1.4〜15％のアスペクト比:5.0未満の塊状マルテンサイトを含む組織であり、
表層が、焼戻マルテンサイト相または焼戻マルテンサイト相と焼戻ベイナイト相とからなる組織である、
ことを特徴とする熱延鋼板。
【請求項２】
前記組成が、質量％で、下記（１）式で定義されるMoeqが1.4〜2.2％の範囲を満足する組成であることを特徴とする請求項1に記載の熱延鋼板。
記
Moeq (％) ＝Mo＋0.36Cr＋0.77Mn＋0.07Ni ‥‥（１）
ここで、Mn、Ni、Cr、Mo:各元素の含有量（質量％）
【請求項３】
前記組成に加えてさらに、質量％で、Cu：0.50％以下、Ｖ：0.10％以下、Ｂ：0.0005％以下のうちから選ばれた１種または２種以上を含有することを特徴とする請求項１または２に記載の熱延鋼板。
【請求項４】
前記組成に加えてさらに、質量％で、Ca：0.0005〜0.0050％を含有することを特徴とする請求項１ないし３のいずれか一項に記載の熱延鋼板。
【請求項５】
前記塊状マルテンサイトの大きさが、最大で5.0μm以下、平均で0.5〜3.0μｍであることを特徴とする請求項１ないし４のいずれか一項に記載の熱延鋼板。
【請求項６】
板厚方向表面から深さ0.5mm位置の硬さが板厚方向最高硬さの95％以下であることを特徴とする請求項１ないし５のいずれか一項に記載の熱延鋼板。
【請求項７】
鋼素材に、熱延工程、冷却工程、巻取工程を施して、熱延鋼板とするにあたり、
前記鋼素材を、質量％で、
C：0.03〜0.10％、Si：0.01〜0.50％、Mn：1.4〜2.2％、Ｐ：0.025％以下、Ｓ：0.005％以下、Al：0.005〜0.10％、Nb：0.02〜0.10％、Ti：0.001〜0.030％、Mo：0.01〜0.50％、Cr：0.01〜0.50％、Ni：0.01〜0.50％を含み、残部Feおよび不可避的不純物からなる組成を有する鋼素材とし、
前記熱延工程を、前記鋼素材を加熱温度：1050〜1300℃に加熱し、該加熱された鋼素材に、粗圧延を施しシートバーとし、該シートバーに、930℃以下の温度域での累積圧下率：50％以上となる仕上圧延を施し熱延鋼板とする工程とし、
前記冷却工程を、仕上圧延終了後直ちに冷却を開始し、表面温度で、100℃/s以上の平均冷却速度で、マルテンサイト変態開始温度以下の温度まで冷却する一次冷却と、該一次冷却終了後、表面温度で600℃以上の温度で１ｓ以上滞留させる二次冷却と、該二次冷却終了後、板厚中央部温度で、平均で5〜30℃/sの冷却速度で、600〜450℃の温度域の冷却停止温度まで冷却する三次冷却と、さらに、該三次冷却の冷却停止温度から巻取温度までを板厚中央部温度で、平均で２℃/s以下の冷却速度で冷却するか、あるいは前記三次冷却の冷却停止温度から巻取温度までの温度域で20ｓ以上滞留させる四次冷却とを順次施す工程とし、
前記巻取工程を、表面温度で巻取温度：450℃以上で巻き取る工程とする、
ことを特徴とする熱延鋼板の製造方法。
【請求項８】
前記組成が、質量％で、下記（１）式で定義されるMoeqが1.4〜2.2％の範囲を満足する組成であることを特徴とする請求項７に記載の熱延鋼板の製造方法。
記
Moeq（％）＝Mo＋0.36Cr＋0.77Mn＋0.07Ni ‥‥‥（１）
ここで、Mn、Ni、Cr、Mo：各元素の含有量(質量％)
【請求項９】
前記組成に加えてさらに、質量％で、Cu：0.50％以下、Ｖ：0.10％以下、Ｂ：0.0005％以下のうちから選ばれた１種または２種以上を含有することを特徴とする請求項７または８に記載の熱延鋼板の製造方法。
【請求項１０】
前記組成に加えてさらに、質量％で、Ca：0.0005〜0.0050％を含有することを特徴とする請求項７ないし９のいずれか一項に記載の熱延鋼板の製造方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、ラインパイプに使用されるスパイラル鋼管あるいは電縫鋼管の素材として好適な、低降伏比高強度熱延鋼板およびその製造方法に係る。とくに、造管後の降伏強さの低下を防止しながら、低降伏比および優れた低温靭性の安定確保に関する。
【背景技術】
【０００２】
鋼板をらせん状に巻きながら造管するスパイラル鋼管は、大径の鋼管を効率的に製造できることから、近年、原油、天然ガスを輸送するラインパイプ用として多用されるようになってきた。とくに、長距離輸送するパイプラインでは、輸送効率を高めることが要求され高圧化しており、また油井やガス井が寒冷地に多く存在することもあり、寒冷地を経由することが多い。このため、使用されるラインパイプは、高強度化、高靭性化することが要求されている。さらに、耐座屈性、耐震性の観点から、ラインパイプは、低降伏比であることが求められている。スパイラル鋼管の管長手方向の降伏比は、造管によってほとんど変化せず、素材である熱延鋼板のそれとほぼ一致する。そのため、スパイラル鋼管製のラインパイプを低降伏比化するためには、素材である熱延鋼板の降伏比を低くすることが必要となる。
このような要求に対し、例えば特許文献１には、低温靭性に優れた低降伏比高張力ラインパイプ用熱延鋼板の製造方法が記載されている。特許文献１に記載された技術では、重量％で、Ｃ：0.03〜0.12％、Si：0.50％以下、Mn：1.70％以下、Al：0.070％以下を含有し、さらに、Nb：0.01〜0.05％、Ｖ：0.01〜0.02％、Ti：0.01〜0.20％のうちの少なくとも１種を含有する鋼スラブを、1180〜1300℃に加熱した後、粗圧延終了温度：950〜1050℃、仕上圧延終了温度：760〜800℃の条件で熱間圧延を行い、５〜20℃/s の冷却速度で冷却し、670℃に至るまでの間に空冷を開始し5〜20ｓ間保持し、ついで20℃/s以上の冷却速度で冷却し、500℃以下の温度で巻取り、熱延鋼板とするとしている。特許文献１に記載された技術によれば、引張強さ60kg/mm２以上（590MPa以上）で降伏比が85％以下、破面遷移温度：-60℃以下の高靭性を有する熱延鋼板が製造できるとしている。
また、特許文献２には、高強度低降伏比パイプ用熱延鋼板の製造方法が記載されている。特許文献２に記載された技術は、Ｃ：0.02〜0.12％、Si：0.1〜1.5％、Mn：2.0％以下、Al：0.01〜0.10％を含有し、さらに、Mo＋Cr：0.1〜1.5％を含有する鋼を1000〜1300℃に加熱し、750〜950℃の範囲で熱問圧延を終了し、冷却速度：10〜50℃/ｓにて巻取温度まで冷却し、480〜600℃の範囲で巻取る、熱延鋼板の製造方法である。特許文献２に記載された技術によれば、オーステナイト温度域からの急冷を行うことなく、フェライトを主体とし、面積率で１〜20％ のマルテンサイトを有し、降伏比が85％以下で、かつ造管後の降伏強さ低下量の少ない熱延鋼板が得られるとしている。
また、特許文献３には、低温靭性に優れた低降伏比電縫鋼管の製造方法が記載されている。特許文献３に記載された技術では、質量％で、Ｃ：0.01〜0.09％ 、Si：0 .50％以下、Mn：2.5％以下、Al：0.01〜0.10％ 、Nb：0.005〜0.10％を含み、さらにMo：0.5％以下、Cu：0.5％以下、Ni：0.5％以下、Cr：0 .5％以下のうちの１種または２種以上を、Mn、Si、Ｐ、Cr、Ni、Moの含有量の関係式であるMneqが2.0以上を満足するように含有する組成のスラブを熱間圧延し、５℃/ｓ以上の冷却速度で500〜650℃まで冷却して巻取り、この温度範囲で10min以上滞留させてから500℃未満の温度まで冷却して熱延鋼板とし、該熱延鋼板を造管して電縫鋼管とする。特許文献３に記載された技術によれば、ベイニティックフェライトを主相とし、３％以上のマルテンサイトと、必要に応じ１％以上の残留オーステナイトを含む組織を有し、破面遷移温度が−50℃以下で、低温靭性に優れ、かつ高い塑性変形吸収能を有する電縫鋼管を製造できるとしている。
また、特許文献４には、低降伏比高靭性厚鋼板が記載されている。特許文献４に記載された技術では、Ｃ：0.03〜0.15％、Si：1.0％以下、Mn：1.0〜2.0％、Al：0.005〜0.060％、Ti：0.008〜0.030％、Ｎ：0.0020〜0.010％、Ｏ：0.010％以下を含む組成のスラブに、好ましくは950〜1300℃に加熱し、（Ａr3変態点＋100℃）〜（Ａr3変態点＋150℃）の温度範囲での圧下率を10％ 以上とし、仕上げ圧延温度を800〜700℃とした熱間圧延を施したのち、仕上げ圧延温度から-50℃以内で加速冷却を開始し、５〜50℃/ｓの平均冷却速度で400〜150℃まで水冷したのち、空冷することにより、平均粒径が10〜50μmのフェライトと、１〜20面積％の島状マルテンサイトが分散したベイナイトとの混合組織を有する低降伏比で高靭性の厚鋼板を得ることができるとしている。なお、島状マルテンサイトの形状（棒状、塊状：後述）についての言及は無い。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００３】
【特許文献１】特開昭63-227715号公報
【特許文献２】特開平10-176239号公報
【特許文献３】特開2006-299413号公報
【特許文献４】特開2010-59472号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
しかしながら、特許文献１に記載された技術では、空冷前後、とくに空冷後の冷却速度が大きいため、冷却速度、冷却停止温度等を速やかかつ適正に制御する必要があり、とくに、厚肉の熱延鋼板を製造するためには、大掛かりな冷却設備等を必要とするという問題がある。また、特許文献１に記載された技術で得られる熱延鋼板は、軟質なポリゴナルフェライトを主とする組織を有し、所望の高強度を得にくいという問題もある。
また、特許文献２に記載された技術では、依然として造管後の降伏強さの低下が認められ、最近の鋼管強度の増加要求を満足できない場合が生じるという問題がある。
また、特許文献３に記載された技術では、最近の寒冷地仕様である、破面遷移温度vTrsが−80℃以下という優れた低温靭性を安定して確保できるまでには至っていないという問題がある。
また、特許文献４に記載された技術で得られた厚鋼板では、破面遷移温度vTrsで高々-30〜-41℃程度の靭性しか確保できておらず、最近の更なる靭性向上の要望には対処できないという問題がある。
また、近年、原油等を高効率で輸送するという要求から、高強度でかつ厚肉の鋼管用素材が求められている。しかし、高強度化のために合金元素量が増大すること、厚肉化に伴い熱延鋼板製造工程での急冷処理を余儀なくされること、という問題がある。熱延鋼板は、限られた長さの水冷帯を高速で搬送されてコイル状に巻取られるため、板厚が厚くなるほど強い冷却を行う必要がある。このため、鋼板の表面硬さが必要以上に高くなるという問題がある。
特に、例えば、10mm以上と板厚が厚い熱延鋼板を製造する場合、仕上圧延では100〜250mpmという高速で通板するため、仕上圧延後の冷却帯も同様に高速で通板される。そのため、板厚が厚くなるほど大きな熱伝達係数を有する冷却を行う必要がある。このため、熱延鋼板の表面硬さが必要以上に高くなり、熱延鋼板表面は板厚内部に比べて硬化し、しかも不均一な分布を示すことが多くなるという問題がある。このような硬さの不均一な分布は、鋼管特性のバラツキを生じるという問題も生じている。また、この表面硬さ分布における不均一化は、冷却過程の遷移沸騰温度域（膜沸騰と核沸騰の境界）に鋼板表面が滞留することにより生じる。回避のためには、鋼板の表面温度が500℃以下にならないようにする必要があるが、板厚が厚い場合には、内部の冷却速度が遅くなりすぎて、所望の内層組織を形成することができなくなる。一方、鋼板表面温度を、遷移沸騰領域より低い温度域まで低下させることにより、表面硬さの均一化が実現できるが、断面最高硬さがHV0.5で300ポイントを超えるようになる。この硬さの上昇により、造管後のパイプ形状の不具合に留まらず、鋼管特性の不具合、さらには造管できないという問題も顕在化してくる。
本発明は、かかる従来技術の問題を解決し、複雑な熱処理を施すことなく、また、大掛かりな設備改造を行なうことなく、鋼管用素材、とくにスパイラル鋼管用として好適な、スパイラル造管後の強度低下が防止できる、低温靭性に優れた低降伏比高強度熱延鋼板を提供することを目的とする。特に、板厚８mm以上（より好ましくは10mm以上）50mm以下（より好ましくは25mm以下）の低温靭性に優れた低降伏比高強度熱延鋼板を提供することを目的とする。ここでいう「高強度」とは、圧延方向から30度方向の降伏強さが480MPa以上、板幅方向の引張強さが600MPa以上である場合を、また「低温靭性に優れた」とは、シャルピー衝撃試験の破面遷移温度vTrsが-80℃以下である場合を、また、「低降伏比」 とは、連続降伏型の応力歪曲線を示し、降伏比が85％以下である場合を、それぞれ云うものとする。また、「鋼板」には鋼板および鋼帯を含むものとする。
【課題を解決するための手段】
【０００５】
本発明者らは、上記した目的を達成するために、造管後の鋼管強度、および鋼管靭性に及ぼす各種要因について鋭意研究した。その結果、造管による強度の低下は、圧縮応力が作用する管内面側でのバウシンガー効果による降伏強さの低下と、引張応力が作用する管外面側での降伏伸びの消失とによって、引き起こされていることを見出した。
そこで、本発明者らは、更なる研究を行った結果、鋼板の組織を、微細なベイニティックフェライトを主相とし、該ベイニティックフェライト中に硬質な塊状マルテンサイトを微細分散させた組織とすることにより、造管後、とくにスパイラル造管後の強度低下を防止できるとともに、85％以下の低降伏比を有し、さらに優れた靭性をも兼備する鋼管とすることができることに想到した。このような組織とすることにより、鋼管素材である鋼板の加工硬化能が向上するため、造管時における管外面側での加工硬化により十分な強度上昇が得られ、造管後、とくにスパイラル造管後、の強度低下を抑制できること、さらに、塊状マルテンサイトを微細に分散させることにより、靭性が顕著に向上することを知見した。
また、鋼板表面硬さの不均一な上昇を防止し、成形後のパイプ形状に優れ、しかも均一変形能を有する鋼管とするためには、鋼板表面組織を焼戻マルテンサイト相単相あるいは焼戻マルテンサイトと焼戻ベイナイトとの混合相とすることが有効であることも知見した。
本発明は、かかる知見に基づき、さらに検討を加えて完成されたものである。すなわち、本発明の要旨は、次のとおりである。
（１）質量％で、Ｃ：0.03〜0.10％、Si：0.01〜0.50％、Mn：1.4〜2.2％、Ｐ：0.025％以下、Ｓ：0.005％以下、Al：0.005〜0.10％、Nb：0.02〜0.10％、Ti：0.001〜0.030％、Mo：0.01〜0.50％、Cr：0.01〜0.50％、Ni：0.01〜0.50％を含み、残部Feおよび不可避的不純物からなる組成を有し、内層が、平均粒径10μｍ以下のベイニティックフェライトを主相とし、第二相として、面積率で1.4〜15％のアスペクト比:5.0未満の塊状マルテンサイトを含む組織であり、表層が、焼戻マルテンサイト相または焼戻マルテンサイト相と焼戻ベイナイト相とからなる組織である、ことを特徴とする熱延鋼板。
（２）（１）において、前記組成が、質量％で、次（１）式
Moeq (％) ＝Mo＋0.36Cr＋0.77Mn＋0.07Ni ‥‥ （１）
（ここで、Mn、Ni、Cr、Mo:各元素の含有量（質量％））
で定義されるMoeqが1.4〜2.2％の範囲を満足する組成であることを特徴とする熱延鋼板。
（３）（１）または（２）において、前記組成に加えてさらに、質量％で、Cu：0.50％以下、Ｖ：0.10％以下、Ｂ：0.0005％以下のうちから選ばれた１種または２種以上を含有することを特徴とする熱延鋼板。
（４）（１）ないし（３）のいずれかにおいて、前記組成に加えてさらに、質量％で、Ca：0.0005〜0.0050％を含有することを特徴とする熱延鋼板。
（５）（１）ないし（４）のいずれかにおいて、前記塊状マルテンサイトの大きさが、最大で5.0μm以下、平均で、0.5〜3.0μｍであることを特徴とする熱延鋼板。
（６）（１）ないし（５）のいずれかにおいて、板厚方向表面から深さ0.5mm位置の硬さが板厚方向最高硬さの95％以下であることを特徴とする熱延鋼板。
（７）鋼素材に、熱延工程、冷却工程、巻取工程を施して、熱延鋼板とするにあたり、前記鋼素材を、質量％で、Ｃ：0.03〜0.10％、Si：0.01〜0.50％、Mn：1.4〜2.2％、Ｐ：0.025％以下、Ｓ：0.005％以下、Al：0.005〜0.10％、Nb：0.02〜0.10％、Ti：0.001〜0.030％、Mo：0.01〜0.50％、Cr：0.01〜0.50％、Ni：0.01〜0.50％を含み、残部Feおよび不可避的不純物からなる組成を有する鋼素材とし、前記熱延工程を、前記鋼素材を加熱温度：1050〜1300℃に加熱し、該加熱された鋼素材に、粗圧延を施しシートバーとし、該シートバーに、930℃以下の温度域での累積圧下率：50％以上となる仕上圧延を施し熱延鋼板とする工程とし、前記冷却工程を、仕上圧延終了後直ちに冷却を開始し、表面温度で、100℃/s以上の平均冷却速度で、マルテンサイト変態開始温度（Ｍs点）以下の温度まで冷却する一次冷却と、該一次冷却終了後、表面温度で600℃以上の温度で１ｓ以上滞留させる二次冷却と、該二次冷却終了後、板厚中央部温度で、平均で5〜30℃/sの冷却速度で、600〜450℃ の温度域の冷却停止温度まで冷却する三次冷却と、さらに、該三次冷却の冷却停止温度から巻取温度までを板厚中央部温度で、平均で２℃/s以下の冷却速度で冷却するか、あるいは前記三次冷却の冷却停止温度から巻取温度までの温度域で20ｓ以上滞留させる四次冷却とを順次施す工程とし、前記巻取工程を、表面温度で巻取温度:450℃以上で巻取る工程とする、ことを特徴とする熱延鋼板の製造方法。
（８）（７）において、 前記組成が、質量％で、次（１）式
Moeq（％）＝Mo＋0.36Cr＋0.77Mn＋0.07Ni ‥‥‥（１）
（ここで、Mn、Ni、Cr、Mo:各元素の含有量(質量％)）
で定義されるMoeqが1.4〜2.2％の範囲を満足する組成であることを特徴とする熱延鋼板の製造方法。
（９）（７）または（８）において、前記組成に加えてさらに、質量％で、Cu：0.50％以下、Ｖ：0.10％以下、Ｂ：0.0005％以下のうちから選ばれた１種または２種以上を含有することを特徴とする熱延鋼板の製造方法。
（１０）（７）ないし（９）のいずれかにおいて、前記組成に加えてさらに、質量％で、Ca：0.0005〜0.0050％を含有することを特徴とする熱延鋼板の製造方法。
【発明の効果】
【０００６】
本発明によれば、とくに、スパイラル鋼管用素材として好適な、造管後の強度低下が少なく、表面硬さの不均一分布がなくなり、断面硬さも低下して、造管時のパイプ形状及び均一変形能に優れ、圧延方向から30度方向の降伏強さが480MPa以上で、板幅方向の引張強さが600MPa以上、シャルピー衝撃試験の破面遷移温度vTrsが-80℃以下で、かつ降伏比が85％以下の、低温靭性に優れた低降伏比高強度熱延鋼板が得られる。そして、本発明の低降伏比高強度熱延鋼板は、特別な熱処理を施すこともなく、容易にかつ安価に製造できる。このように、本発明では、産業上格段の効果を奏する。また、本発明によれば、リールバージ法で敷設されるラインパイプや、耐震性を要求されるラインパイプ用の電縫鋼管を安価にかつ容易に製造できるという効果もある。また、本発明になる低降状比高強度熱延鋼板を素材として用いれば、耐震性に優れた建築用部材および港湾部材となる高強度スパイラル鋼管杭も製造できるという効果もある。また、このような熱延鋼板を用いたスパイラル鋼管は管長手方向の降伏比が低いことから、高付加価値の高強度鋼管杭へも適用できるという効果もある。
【図面の簡単な説明】
【０００７】
【図１】塊状マルテンサイトの生成と、熱間圧延後の冷却における二次冷却との関係を模式的に示す説明図である。
【発明を実施するための形態】
【０００８】
まず、本発明熱延鋼板の組成限定理由について説明する。以下、とくに断わらない限り質量％は単に％で記す。
Ｃ：0.03〜0.10％
Ｃは、炭化物として析出し、析出強化を介し鋼板の強度増加に寄与する。結晶粒微細化を介し鋼板の靭性向上にも寄与する元素でもある。さらに、Ｃは、鋼中に固溶しオーステナイトを安定化し、未変態オーステナイトの形成を促進する作用を有する。これらの効果を得るためには、0.03％以上の含有を必要とする。一方、0.10％を超える含有は、結晶粒界に粗大なセメンタイトを形成する傾向が強くなり、靭性が低下する。このため、Ｃは0.03〜0.10％の範囲に限定した。なお、好ましくは0.04〜0.09％である。
Si：0.01〜0.50％
Siは、固溶強化を介して鋼板の強度増加に寄与する。また、硬質第二相(例えば、マルテンサイト)の形成を介し、降伏比低減に寄与する。これらの効果を得るためには、0.01％以上の含有を必要とする。一方、0.50％を超える含有は、ファイヤライトを含む酸化スケールの生成が顕著となり、鋼板外観性状が低下する。このため、Siは0.01〜0.50％の範囲に限定した。なお、好ましくは0.20〜0.40％である。
Mn：1.4〜2.2％
Mnは、固溶して鋼の焼入れ性を向上させ、マルテンサイトの生成を促進させる。また、ベイニティックフェライト変態開始温度を低下させ、組織の微細化を介して鋼板靭性の向上に寄与する元素である。これらの効果を得るためには、1.4％以上の含有を必要とする。一方、2.2％を超える含有は、溶接熱影響部の靭性を低下させる。このため、Mnは1.4〜2.2％の範囲に限定した。なお、塊状マルテンサイトの安定生成という観点からは、好ましくは1.6〜2.0％である。
Ｐ : 0.025％以下
Ｐは、固溶して鋼板強度の増加に寄与するが、同時に靭性を低下させる。このため、本発明では、Ｐは不純物として可及的に低減することが好ましい。しかし、0.025％までは許容できる。このようなことから、Ｐは0.025％以下に限定した。なお、好ましくは0.015％以下である。過度の低減は精錬コストを高騰させるため、0.001％以上程度とすることが好ましい。
Ｓ：0 .005％以下
Ｓは、鋼中ではMnS等の粗大な硫化物系介在物を形成し、スラブ等の割れを生起する。また、鋼板の延性を低下させる。このような現象は0.005％を超える含有で顕著になる。このため、Ｓは0.005％以下に限定した。なお、好ましくは0.004％以下である。なお、Ｓ含有量は零％でも問題ないが、過度の低減は精錬コストを高騰させるため、0.0001％以上程度とすることが好ましい。
Al：0.005〜0.10％
Alは、脱酸剤として作用する。また、歪時効の原因となるＮを固定するのに有効な元素である。これらの効果を得るためには、0.005％以上の含有を必要とする。一方、0.10％を超える含有は、鋼中酸化物が増加し母材および浴接部の靭性を低下させる。また、スラブ等の鋼素材、鋼板を加熱炉で加熱する際に、表層で窒化層を形成しやすく、降伏比の増加をもたらす恐れがある。このため、Alは0.005〜0.10％の範囲に限定した。なお、好ましくは0.08％以下である。
Nb：0.02〜0.10％
Nbは、鋼中に固溶し、あるいは炭窒化物として析出し、オーステナイト粒の組大化を抑制するとともに、オーステナイト粒の再結晶を抑制する作用を有し、オーステナイトの未再結晶温度域圧延を可能とする。また、炭化物あるいは炭窒化物として微細に析出して、鋼板の強度増加に寄与する元素でもある。熱間圧延後の冷却中に、熱間圧延により導入された転位上に炭化物あるいは炭窒化物として析出し、γ→ α変態の核として作用し、ベイニティックフェライトの粒内生成を促進し、微細な塊状の未変態オーステナイト、ひいては微細な塊状のマルテンサイトの生成に寄与する。これらの効果を得るためには0.02％以上の含有を必要とする。一方、0.10％を超える過剰な含有は、熱間圧延時の変形抵抗が増大し、熱間圧延が困難となる恐れがある。また、0.10％を超える過剰な含有は、主相であるベイニティックフェライトの降伏強さの増加を招き、85％以下の降伏比を確保することが困難となる。このため、Nbは0.02〜0.10％の範囲に限定した。なお、好ましくは0.03〜0.07％である。
Ti：0.001〜0.030％
Tiは、Ｎを窒化物として固定し、スラブ割れの防止に寄与する。また、炭化物として微細に析出して鋼板強度を増加させる作用を有する。このような効果を得るためには、0.001％以上の含有を必要とする。一方、0.030％を超えて多量に含有するとベイニティックフェライト変態点を過度に上昇させ、鋼板の靭性が低下する。このため、Ti は0.001〜0.030％の範囲に限定した。なお、好ましくは0.005〜0.025％である。
Mo：0.01〜0.50％
Moは、焼入れ性向上に寄与し、ベイニティックフェライト中のＣを未変態オーステナイト中に引き寄せ、未変態オーステナイトの焼入性を向上させることを介してマルテンサイト形成を促進する作用を有る。さらに、鋼中に固溶し固溶強化により鋼板強度の増加に寄与する元素である。これらの効果を得るためには、0.01％以上の含有を必要とする。一方、0.50％を超える含有は、必要以上にマルテンサイトを形成させ、鋼板の靭性を低下させる。また、Moは高価な元素であり、多量の含有は材料コストの高騰を招く。このようなことから、Moは0.01〜0.50％の範囲に限定した。なお、好ましくは0.10〜0.40％である。
Cr：0.01〜0.50％
Crは、γ→ α変態を遅延させ、焼入れ性向上に寄与し、マルテンサイト形成を促進する作用を有する。このような効果を得るためには、0.01％以上の含有を必要とする。一方、0.50％を超える含有は、溶接部に欠陥を多発させる傾向となる。このため、Crは0.01〜0.50％の範囲に限定した。なお、好ましくは0.20〜0.45％である。
Ni :0.01〜0.50％
Niは、焼入れ性向上に寄与し、マルテンサイト形成を促進する。加えて、さらに靭性の向上に寄与する元素である。これらの効果を得るためには、0.01％以上の含有を必要とする。一方、0.50％を超えて含有しても、効果が飽和し含有量に見合う効果が期待できないため経済的に不利となる。このため、Ni は0.01〜0.50％ の範囲に限定した。なお、好ましくは0.30〜0.45％である。
上記した成分が基本の成分であるが、本発明では、上記した成分を、上記した含有範囲内で、かつ、次（１）式
Moeq（％）＝Mo＋0.36Cr＋0.77Mn＋0.07Ni ‥‥‥（１）
（ここで、Mn、Ni、Cr、Mo：各元素の含有量（質量％））
で定義されるMoeqが、1.4〜2.2％の範囲を満足するように調整することが好ましい。
Moeqは、冷却工程を経た後に、鋼板中に残存する未変態オーステナイトの焼入れ性を表す指標である。Moeqが1.4％未満では、未変態オーステナイトの焼入れ性が不足し、その後の巻取工程中にパーライト等に変態する。一方、Moeqが2.2％を超えると、必要以上にマルテンサイトが生成し、靭性が低下する。このため、Moeqは1.4〜2.2％の範囲に限定することが好ましい。Moeqが1.5％以上であれば、低降伏比となり、さらに変形能が向上する。このため、Moeqは1.5％以上とすることがより好ましい。
本発明では、上記した成分の範囲で、さらに必要に応じて、選択元素として、Cu：0.50％以下、Ｖ：0.10％以下、Ｂ：0.0005％以下のうちから選ばれた１種または２種以上、および／または、Ca：0.0005〜0.0050％を含有することができる。
Cu：0.50％以下、Ｖ：0.10％以下、Ｂ：0.0005％以下のうちから選ばれた１種または２種以上
Cu、Ｖ、Ｂはいずれも、鋼板の高強度化に寄与する元素であり、必要に応じて選択して含有できる。
Ｖ、Cuは、固溶強化、あるいは析出強化を介して、鋼板の高強度化に寄与する。また、Ｂは、結晶粒界に偏析して、焼入れ性向上を介し鋼板の高強度化に寄与する。このような効果を得るためには、Cu：0.01％以上、Ｖ：0.01％以上、Ｂ：0.0001％以上、含有することが好ましい。一方、Ｖ：0.10％を超える含有は溶接性を低下させる。Ｂ：0.0005％を超える含有は鋼板の靭性を低下させる。Cu：0.50％を超える含有は熱間加工性を低下させる。このため、含有する場合には、Cu：0.50％以下、Ｖ：0.10％以下、Ｂ：0.0005％以下に限定することが好ましい。
Ca：0.0005〜0.0050％
Caは、粗大な硫化物を球状の硫化物とする硫化物の形態制御に寄与する元素であり、必要に応じて含有できる。このような効果を得るためには、Ca：0.0005％以上含有することが好ましい。一方、Ca：0.0050％を超える含有は、鋼板の清浄度を低下させる。このため、含有する場合にはCa：0.0005〜0.0050％の範囲に限定することが好ましい。
上記した成分以外の残部は、Feおよび不可避的不純物からなる。不可避的不純物としては、Ｎ：0.005％以下、Ｏ：0.005％以下、Mg：0.003％以下、Sn：0.005％以下が許容できる。
つぎに、本発明の低降伏比高強度熱延鋼板の組織限定理由について説明する。
本発明の低降伏比高強度熱延鋼板は、上記した組成を有し、さらに、板厚方向表面側層（以下、単に表層と称することもある）と板厚方向内面側層（以下、単に内層と称することもある）とが異なる組織を有する。このように板厚方向各位置で異なる組織を有することにより、鋼管とした場合の低降伏比と均一変形能を具備させることができる。ここでいう「板厚方向表面側層（表層）」とは、鋼板表裏面から板厚方向に深さ1.5mm未満の領域をいうものとする。また、「板厚方向内面側層（内層）」とは、鋼板表裏面から内側に板厚方向に深さ1.5mm以上の領域をいうものとする。
板厚方向表面側層（表層）は、焼戻マルテンサイト相単相組織または焼戻マルテンサイト相と焼戻ベイナイト相との混合組織を呈する。このような組織とすることにより、板厚方向表面側の硬さを低下させて、優れた均一変形能を具備させることができる。パイプ成形は曲げ変形であるため、板厚方向の加工歪は板厚中心から距離が離れるほど大きく、板厚が厚いほど顕著となるので、表層組織を調整することが重要となる。
熱延鋼板が、冷却履歴の不均一、例えば遷移沸騰領域を通過する冷却を受けた場合等には、局所的に硬さ上昇が発生し、硬さムラが発生する。このような問題は、表層を焼戻マルテンサイト相単相組織または焼戻マルテンサイト相と焼戻ベイナイト相との混合組織とすることにより回避することができる。なお、混合組織の場合、焼戻マルテンサイト相と焼戻ベイナイト相との混合比率は、とくに限定する必要はないが、焼戻マルテンサイト相を面積率で60〜100％、焼戻ベイナイト相を面積率で０〜40％とすることが焼戻軟化処理の観点から好ましい。なお、上記組織は、製造条件、中でも、仕上圧延における930℃以下の温度域での累積圧下率を50％以上とし、仕上圧延終了後の冷却工程において、表面温度で、100℃/s以上の平均冷却速度で、マルテンサイト変態開始温度（Ｍs点）以下の温度まで冷却する一次冷却と、該一次冷却終了後、表面温度で600℃以上の温度で１ｓ以上滞留させる二次冷却と、該二次冷却終了後、板厚中央部温度で、平均で5〜30℃/sの冷却速度で、600〜450℃ の温度域の冷却停止温度まで冷却する三次冷却と、さらに、該三次冷却の冷却停止温度から巻取温度までを板厚中央部温度で、平均で２℃/s以下の冷却速度で冷却するか、あるいは前記三次冷却の冷却停止温度から巻取温度までの温度域で20ｓ以上滞留させる四次冷却とを順次施すことにより得ることができる。また、組織および面積率は後述する実施例に記載の方法で観察、測定し、同定、算出することができる。
さらに、鋼板表面から板厚方向に0.5mmの位置における硬さが、板厚方向の最高硬さの95％以下であることが好ましい。すなわち、鋼板表面から板厚方向に0.5mmの位置の硬さが、板厚方向の最高硬さにならないことが、熱延鋼板の加工性及び造管後のパイプ形状の確保という観点から肝要である。なお、板厚方向の最高硬さは、ビッカース硬さHV0.5で、165ポイント以上とすることが好ましい。また、好ましくは300ポイント以下、より好ましくは280ポイント以下である。なお、上記硬さは、製造条件、中でも、仕上圧延終了後の冷却工程において、表面温度で100℃/s以上の平均冷却速度で、マルテンサイト変態開始温度（Ｍs点）以下の温度まで冷却する一次冷却と、該一次冷却終了後、表面温度で600℃以上の温度で１ｓ以上滞留させる二次冷却とを施すことにより得ることができる。また、硬さは後述する実施例に記載の方法で測定することができる。
一方、板厚方向内面側層（内層）は、ベイニティックフェライト相を主相とし、第二相としてアスペクト比：5.0未満の塊状マルテンサイトを分散させた、主相と第二相とからなる組織を呈する。ここで、主相とは、面積率で50％以上の占有面積を有する相をいう。ベイニティックフェライトは面積率で85％以上とすることが好ましく、より好ましくは88.3％以上である。主相であるベイニティックフェライトは、転位密度が高い下部組織を有する相であり、針状フェライト、アシキュラーフェライトを含む。なお、ベイニティックフェライトには、転位密度が極めて低いポリゴナルフェライトや、細かいサブグレン等の下部組織をともなう準（擬）ポリゴナルフェライトは含まれない。なお、所望の高強度を確保するために、主相であるベイニティックフェライトには、微細な炭窒化物が析出していることが必要となる。なお、主相であるベイニティックフェライトは、10μm以下の平均粒径を有する。平均粒径が10μmを超えて大きくなると、５％未満の低歪域での加工硬化能が不十分で、スパイラル造管時の曲げ加工により降伏強さが低下する。主相の平均粒径を微細にすることにより、マルテンサイトを多く含む場合であっても、所望の低温靭性を確保することができるようになる。
そして、内層における第二相は、面積率で1.4〜15％のアスペクト比：5.0未満の塊状マルテンサイトとする。本発明でいう塊状マルテンサイトは、圧延後の冷却過程で未変態オーステナイトから旧γ粒界、あるいは旧γ粒内、に生成したマルテンサイトである。本発明では、このような塊状マルテンサイトを、旧γ粒界、あるいは主相であるベイニティックフェライト粒とベイニティックフェライト粒の間に分散させる。マルテンサイトは、主相と比べ硬質であり、加工時にベイニティックフェライト中に可動転位を多量に導入することができ、降伏挙動を連続降伏型とすることができる。また、マルテンサイトはベイニティックフェライトより高い引張強さを有するため、低降伏比を達成できることになる。また、マルテンサイトを、アスペクト比：5.0未満の塊状マルテンサイトとすることにより、周囲のベイニティックフェライトに、より多くの可動転位を導入することができ、変形能向上に効果を発揮する。マルテンサイトのアスペクト比が5.0以上では、棒状なマルテンサイト(非塊状マルテンサイト)となり、所望の低降伏比を達成できなくなるが、棒状マルテンサイトがマルテンサイト全量に対する面積率で30％未満であれば許容できる。塊状マルテンサイトはマルテンサイト全量の面積率で70％以上とすることが好ましい。なお、アスペクト比は後述する実施例に記載の方法で測定することができる。
このような効果を確保するためには、面積率で1.4％以上の塊状マルテンサイトを分散させることが必要となる。塊状マルテンサイトが1.4％未満では、所望の低降伏比を確保することが難しくなる。一方、塊状マルテンサイトが面積率で15％を超えると、低温靭性が著しく低下する。このため、塊状マルテンサイトは1.4〜15％の範囲に限定した。なお、好ましくは10％以下である。なお、第二相は塊状マルテンサイトの他、面積率で7.0％以下程度のベイナイトなどを含有してもよい。
なお、上記組織は、製造条件、中でも、仕上圧延における930℃以下の温度域での累積圧下率を50％以上とし、仕上圧延終了後の冷却工程において、表面温度で、100℃/s以上の平均冷却速度で、マルテンサイト変態開始温度（Ｍs点）以下の温度まで冷却する一次冷却と、該一次冷却終了後、表面温度で600℃以上の温度で１ｓ以上滞留させる二次冷却と、該二次冷却終了後、板厚中央部温度で、平均で5〜30℃/sの冷却速度で、600〜450℃ の温度域の冷却停止温度まで冷却する三次冷却と、さらに、該三次冷却の冷却停止温度から巻取温度までを板厚中央部温度で、平均で２℃/s以下の冷却速度で冷却するか、あるいは前記三次冷却の冷却停止温度から巻取温度までの温度域で20ｓ以上滞留させる四次冷却とを順次施すことにより得ることができる。
また、塊状マルテンサイトの大きさは、最大で5.0μm以下、平均で、0.5〜3.0μmとすることが好ましい。塊状マルテンサイトの大きさが平均で3.0μmを超えて粗大化すると、脆性破壊の起点となりやすく、あるいは亀裂の伝播を促進させやすく、低温靭性が低下する。また、平均で0.5μm未満となると、粒が細かくなりすぎて、周辺のベイニティックフェライトへの可動転位の導入量が少なくなる。また、最大で5.0μm超えでは靭性が低下する。このため、塊状マルテンサイトの大きさは、最大で5.0μm以下、平均で、0.5〜3.0μｍとすることが好ましい。なお、大きさは長辺長さと短辺長さの和の1/2を「直径」とした。そして、そのうちの最大のものを塊状マルテンサイトの大きさの「最大」とし、得られた各粒の「直径」を算術平均した値を塊状マルテンサイトの大きさの「平均」とした。なお、測定するマルテンサイトは100個以上とする。
なお、上記組織は、製造条件、中でも、仕上圧延における930℃以下の温度域での累積圧下率を50％以上とし、仕上圧延終了後の冷却工程において、表面温度で、100℃/s以上の平均冷却速度で、マルテンサイト変態開始温度（Ｍs点）以下の温度まで冷却する一次冷却と、該一次冷却終了後、表面温度で600℃以上の温度で１ｓ以上滞留させる二次冷却と、該二次冷却終了後、板厚中央部温度で、平均で5〜30℃/sの冷却速度で、600〜450℃ の温度域の冷却停止温度まで冷却する三次冷却と、さらに、該三次冷却の冷却停止温度から巻取温度までを板厚中央部温度で、平均で２℃/s以下の冷却速度で冷却するか、あるいは前記三次冷却の冷却停止温度から巻取温度までの温度域で20ｓ以上滞留させる四次冷却とを順次施すことにより得ることができる。
なお、組織、面積率および平均粒径は後述する実施例に記載の方法で観察、測定し、同定、算出することができる。
次に、本発明の低降伏比高強度熱延鋼板の好ましい製造方法について説明する。
本発明では、上記した組成を有する鋼素材に、熱延工程、冷却工程、巻取工程を施して熱延鋼板とする。
なお、使用する鋼素材の製造方法はとくに限定する必要はなく、上記した組成の溶鋼を転炉、電気炉等の通常公知の溶製方法を用いて、溶製し、連続鋳造法等の通常公知の溶製方法により、スラブ等の鋼素材とすることが好ましい。
得られた鋼素材には、熱延工程を施す。
熱延工程は、上記した組成を有する鋼素材を、加熱温度:1050〜1300℃に加熱し、粗圧延を施しシートバーとしたのち、該シートバーに、930℃以下の温度域での累積圧下率:50％以上となる仕上圧延を施し熱延鋼板とする工程とする。
加熱温度：1050〜1300℃
本発明で使用する鋼素材は、上記したようにNb、Tiを必須含有する。析出強化により所望の高強度を確保するためには、これらの粗大な炭化物、窒化物等を一旦溶解させて、その後微細析出させることが必要となる。そのため、鋼素材の加熱温度は1050℃以上とする。1050℃未満では、各元素が未固溶のままとなり、所望の鋼板強度が得られない。一方、1300℃を超えて高温になると、結晶粒の粗大化が生じ、鋼板靭性が低下する。このため、鋼素材の加熱温度は1050〜 1300℃に限定した。
上記した加熱温度に加熱された鋼素材は、粗圧延を施されてシートバーとされる。粗圧延の条件はとくに限定する必要はなく、所望の寸法形状のシートバーが確保できる条件であればよい。
得られたシートバーは、ついで仕上圧延され、所望の寸法形状の熱延鋼板とされる。仕上圧延は、930℃以下の温度域での累積圧下率:50％以上の圧延とする。
930℃以下の温度域での累積圧下率：50％以上
内層組織におけるベイニティックフェライトの微細化および塊状マルテンサイトの微細分散のために、930℃以下の温度域での累積圧下率を50％以上とする。930℃以下の温度域での累積圧下率が50％未満では、圧下量が不足し、内層組織における主相である微細なベイニティックフェライトを確保できない。また、γ→ α変態の核生成を促進するNbC等の析出サイトとなる転位が不足し、ベイニティックフェライトの粒内生成が不足し、塊状マルテンサイトを形成するための塊状の未変態γを微細かつ多数分散して残留させることができなくなる。このため、仕上圧延における930℃以下の温度域での累積圧下率を50％以上に限定した。なお、好ましくは累積圧下率は80％以下である。圧下率が80％を超えて大きくしても、効果が飽和し、さらにセバレーションの発生が著しくなり、シャルピー衝撃試験吸収エネルギーの低下を招く場合がある。
なお、仕上圧延の圧延終了温度は、鋼板靭性、鋼板強度、圧延負荷等の観点から、850〜760℃とすることが好ましい。仕上圧延の圧延終了温度が850℃ を超えて高温となると、930℃以下の温度域での累積圧下率を50％以上とするために、１パス当たりの圧下量を大きくする必要があり、圧延荷重の増加を招く場合がある。一方、760℃未満と低温となると、圧延中にフェライトが生成し、組織、析出物の粗大化を招き、低温靭性、強度が低下する場合がある。
得られた熱延鋼板は、ついで冷却工程を施される。
冷却工程は、仕上圧延終了後直ちに冷却を開始し、表面温度で、100℃/s以上の平均冷却速度で、マルテンサイト変態開始温度（Ｍs点）以下の温度まで冷却する一次冷却と、該一次冷却終了後、表面温度で600℃以上の温度で１ｓ以上滞留させる二次冷却と、該二次冷却終了後、板厚中央部温度で、平均で5〜30℃/sの冷却速度で、600〜450℃ の温度域の冷却停止温度まで冷却する三次冷却と、さらに、該三次冷却の冷却停止温度から巻取温度までを、板厚中央部温度で平均で２℃/s以下の冷却速度で冷却するか、あるいは前記三次冷却の冷却停止温度から巻取温度までの温度域で20ｓ以上滞留させる四次冷却とを順次施す工程とし、前記巻取工程を、表面温度で巻取温度:450℃以上で巻取工程とする。
仕上圧延終了後、直ちに、好ましくは15ｓ以内に冷却を開始する。
【０００９】
一次冷却では、表面温度で100℃/ｓ以上の平均冷却速度で、かつマルテンサイト変態開始温度（Ｍｓ点）以下になるまで冷却する。一次冷却における冷却速度は表面温度で600〜450℃の温度範囲の平均をいうものとする。この一次冷却により、鋼板表層に、マルテンサイト相単相組織あるいはマルテンサイト相とベイナイト相との混合組織が形成される。一次冷却の平均冷却速度の上限は限定されない。使用する冷却装置の能力によっては、さらに高い速度で冷却することも可能である。なお、表面温度でマルテンサイト変態開始温度（Ｍｓ点）以下に滞留する時間は所望の表面組織に応じて定めれば良いが、10ｓ以内、好ましくは７ｓ以内である。Ｍｓ点以下の温度域に長時間滞留すると、マルテンサイト相単相あるいはマルテンサイト相とベイナイト相との混合組織となる領域が増加しすぎて、所望の組織が占める板厚割合が低下する。
【００１０】
一次冷却に引続き、二次冷却を施すが、二次冷却では、とくに冷却を施さず内部からの復熱あるいは加熱により表面温度で600℃以上の温度で１ｓ以上滞留させる。この二次冷却により、マルテンサイト相、ベイナイト相が焼戻され、表層組織が焼戻マルテンサイト相単相組織または焼戻マルテンサイト相と焼戻ベイナイト相との混合組織となる。鋼板表面温度が600℃未満、滞留時間が１ｓ未満である場合には、表層組織の焼戻しが不十分となる。このため、二次冷却は、鋼板表面温度で600℃以上の温度で１ｓ以上滞留させる処理とした。なお、好ましくは600℃以上の温度で２ｓ以上である。600℃以上の温度での滞留時間の上限は特に限定されない。ただし、板厚中央部の三次冷却条件を充分に確保しポリゴナルフェライトの生成を抑制する観点から、６ｓ以下が好ましい。なお、600℃以上の温度に、鋼板表面温度を昇温させる方法は、板厚方向内部の熱を利用する方法や、外部加熱設備を用いる方法等があるが、とくに限定する必要はない。一次冷却と二次冷却とにより、鋼板表層組織を形成させたのち、三次冷却を施し、ベイニティックフェライトを主相とし、塊状マルテンサイトを第二相とする鋼板内層組織を形成する。
【００１１】
三次冷却の冷却速度は、板厚中央部で、ポリゴナルフェライトの生成温度域である750〜600℃の平均の冷却速度で、5〜30℃/sの範囲とする。平均冷却速度が5℃/s未満では、内層の組織が、ポリゴナルフェライト主体の組織となり、所望のベイニティックフェライトを主相とする組織を確保することが難しくなる。一方、平均冷却速度が30℃/sを超える急冷とすると、未変態オーステナイトへの合金元素の濃縮が不十分となり、その後の冷却で所望量の塊状マルテンサイトを微細分散することができなくなり、所望の低降伏比、所望の優れた低温靭性を有する熱延鋼板とすることが困難となる。従って、板厚中央部での冷却速度は5〜30℃/sに限定され、好ましくは5〜25℃/sである。なお、板厚中央部の温度は、鋼板の表面温度、冷却水の水温および水量等を基に、伝熱計算等により求めることができる。
三次冷却における冷却停止温度は600〜450℃ の範囲の温度とする。冷却停止温度が上記した温度範囲より高温では、所望のベイニティックフェライトを主相とする内層の組織を確保することが難しくなる。一方、冷却停止温度が上記した温度域より低温では、未変態γがほぼ変態を完了して所望量の塊状マルテンサイトを確保できなくなる。
本発明では、上記した一次冷却〜三次冷却に続いて、四次冷却を施す。四次冷却として三次冷却の冷却停止温度から巻取温度までの温度域の冷却を、板厚中央部温度で、図１に模式的に示す。四次冷却は、図１に示すように緩冷却とする。この温度域を緩冷却とすることにより、Ｃ等の合金元素がさらに未変態γ中へ拡散して、未変態γが安定化して、その後の冷却により塊状マルテンサイトの生成が容易となる。このような緩冷却として、上記した三次冷却の冷却停止温度から巻取温度までを板厚中央部温度で、平均で２℃/ｓ以下の冷却速度、好ましくは1.5℃/ｓ以下で冷却するか、あるいは上記した三次冷却の冷却停止温度から巻取温度までの温度域で20ｓ以上滞留させる冷却とする。二次冷却の冷却停止温度から巻取温度までを、平均で２℃/ｓ超の冷却速度で冷却すると、Ｃ等の合金元素が未変態γ中へ十分に拡散できず、未変態γの安定化が不十分となり、図１に点線で示す冷却のように、未変態γがベイニティックフェライト間に残存する形で棒状となり、所望の塊状マルテンサイトの生成が困難となる。
なお、この四次冷却は、ランナウトテーブルの後段での注水を停止して行うことが好ましい。板厚の薄い鋼板では、所望の冷却条件を確保するために、鋼板上に残存する冷却水の完全除去、保温カバーの設置等で調整することが好ましい。さらに、上記した温度域で20ｓ以上の滞留時間を確保するためには搬送速度を調整することが好ましい。
四次冷却後、熱延鋼板は巻取工程を施される。
巻取工程は、表面温度で巻取温度：450℃以上で巻取工程とする。
巻取温度が450℃未満では、所望の低降伏比化を実現できなくなる。このため、巻取温度は450℃以上に限定した。上記した工程とすることにより、フェライトとオーステナイトが共存する温度域で所定時間以上、滞留させることができる。
上記した製造方法で製造された熱延鋼板を造管素材として、通常の造管工程を経て、スパイラル鋼管、電縫鋼管とされる。造管工程はとくに限定する必要はなく、通常の工程がいずれも適用できる。
以下、実施例に基づいて、さらに本発明について詳しく説明する。
【実施例】
【００１２】
表１に示す組成の溶鋼を、連続鋳造法でスラブ(肉厚220mm) とし、鋼素材とした。ついで、これら鋼素材を表２に示す加熱温度に加熱して、粗圧延を行い、シートバーとしたのち、該シートバーに、表２に示す条件で仕上圧延を行い熱延鋼板(板厚:８〜25mm)とする熱延工程を施した。得られた熱延鋼板に、仕上圧延終了後直ちに、表２に示す一次冷却から四次冷却からなる冷却工程を施した。冷却工程後、表２に示す巻取温度で、コイル状に巻取った後、放冷する巻取工程を施した。
得られた熱延鋼板から、試験片を採取し、組織観察、引張試験、衝撃試験、硬さ試験を実施した。
試験方法はつぎのとおりである。
（１）組織観察
得られた熱延鋼板から、圧延方向断面(Ｌ断面)が観察面となるように、組織観察用試験片を採取した。試験片を研磨し、ナイタール腐食して、光学顕微鏡(倍率:500倍)または電子顕微鏡(倍率:2000倍)を用いて、組織観察を行い、撮像した。得られた内層の組織写真から、画像解析装置を用いて、組織の種類、各相の組織分率(面積率)、平均粒径を測定した。なお、表層については、組織写真から組織の種類の同定のみを行った。
内層組織における主相であるベイニティックフェライトの平均粒径は、JISG 0552に準拠して切断法で求めた。なお、マルテンサイト粒のアスペクト比は、各粒における長手方向すなわち粒径が最大である方向の長さ(長辺)とそれに直角な方向の長さ(短辺)との比、(長辺) / (短辺)、で算出するものとする。アスペクト比が5.0未満のマルテンサイト粒を塊状マルテンサイトと定義する。アスペクト比が5.0以上のマルテンサイトは、「棒状」マルテンサイトと称する。また、塊状マルテンサイトの大きさは、塊状マルテンサイト各粒の長辺長さと短辺長さの和の1/2を直径とし、得られた各粒の直径を算術平均し、その鋼板における塊状マルテンサイトの大きさの平均とした。なお、塊状マルテンサイト各粒の直径のうちの最大の値を塊状マルテンサイトの大きさの最大とした。測定したマルテンサイト粒は100個以上とした。
（２）引張試験
得られた熱延鋼板から、引張方向が、圧延方向と直角方向(板幅方向)および圧延方向から30度方向となるように、それぞれ引張試験片（API-5Lに規定される全厚試験片（幅38.1mm；GL50mm)）を採取し、ASTM A 370の規定に準拠して、引張試験を実施し、引張特性(降伏強さYS、引張強さTS) を求めた。
（３) 衝撃試験
得られた熱延鋼板から、試験片長手方向が、圧延方向に直角方向となるように、Ｖノッチ試験片を採取し、ASTMA 370の規定に準拠して、シャルビー衝撃試験を実施し、破面遷移温度vTrs (℃)を求めた。
（４）硬さ試験
得られた熱延鋼板から、硬さ測定用試験片を採取し、ビッカース硬度計（試験力：4.9Ｎ）（荷重：500g）を用いて、断面硬さを測定した。鋼板表面から、0.5mm間隔で板厚方向に連続的に測定し、表面から板厚方向（深さ方向）に0.5mm位置での硬さ、および板厚方向の最高硬さを求めた。そして、板厚方向の最高硬さが300ポイント以下、表面から深さ0.5mm位置の硬さの板厚方向の最高硬さに対する割合が95％以下である場合を、硬さ分布が良好である評価した。
次に、得られた熱延鋼板を管素材として、スパイラル造管工程により、スパイラル鋼管(外径:1067mmφ)を製造した。得られた鋼管から、引張方向が管周方向となるように、引張試験片(APIに定める試験片)を採取し、ASTMA 370の規定に準拠して、引張試験を実施し、引張特性(降伏強さYS、引張強さTS)を測定した。得られた結果から、ΔYS(＝鋼管YS−鋼板30°YS) を算出し、造管による強度低下の程度を評価した。
得られた結果を表３に示す。【００１３】
【表１】
0005605527.tif 000002
【００１４】
【表２】
0005605527.tif 000003
【００１５】
【表３】
0005605527.tif 000004
【００１６】
本発明例はいずれも、特別な熱処理を施すこともなく、圧延方向から30度方向の降伏強さが480MPa以上で、板幅方向の引張強さが600MPa以上で、破面遷移温度vTrsが-80℃以下と優れた靭性と、降伏比が85％以下の、低降伏比高強度高靭性熱延鋼板になっている。一方、本発明の範囲を外れる比較例は、靭性が低下しているか、低降伏比が確保できていないかで、所望の特性を有する熱延鋼板が得られていない。【００１７】
また、本発明例はいずれも、造管されて鋼管になったのちも、造管による強度低下も少なく、スパイラル鋼管あるいは電縫鋼管用素材として、好適な熱延鋼板になっている。
【図１】
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