(57)【要約】  伸びと伸びフランジ性に優れ、高降伏比を有する引張り強さが１１８０ＭＰａ以上の高強度冷延鋼板およびその製造方法を提供する。  質量％で、Ｃ：０．１５〜０．３０％、Ｓｉ：０．８〜２．４％、Ｍｎ：２．４〜３．５％、Ｐ：０．０８％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ａｌ：０．０１〜０．０８％、Ｎ：０．０１０％以下、Ｔｉ：０．００２〜０．０５％、Ｂ：０．０００２〜０．００５０％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し、フェライトが平均結晶粒径３μｍ以下かつ体積分率５％以下（０％を含む）であり、残留オーステナイトが体積分率１０〜２０％であり、マルテンサイトが平均結晶粒径４μｍ以下かつ体積分率２０％以下（０％を含む）であり、かつ、残部にベイナイト及び／又は焼戻しマルテンサイトを含むミクロ組織を有し、鋼板の圧延方向に平行な板厚断面内１００μｍ２当たりにおける粒径０．１μｍ以上のセメンタイト粒子の平均粒子数が３０個以上である高強度冷延鋼板。【特許請求の範囲】
【請求項１】
質量％で、Ｃ：０．１５〜０．３０％、Ｓｉ：０．８〜２．４％、Ｍｎ：２．４〜３．５％、Ｐ：０．０８％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ａｌ：０．０１〜０．０８％、Ｎ：０．０１０％以下、Ｔｉ：０．００２〜０．０５％、Ｂ：０．０００２〜０．００５０％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し、フェライトが平均結晶粒径３μｍ以下かつ体積分率５％以下（０％を含む）であり、残留オーステナイトが体積分率１０〜２０％であり、マルテンサイトが平均結晶粒径４μｍ以下かつ体積分率２０％以下（０％を含む）であり、かつ、残部にベイナイト及び／又は焼戻しマルテンサイトを含むミクロ組織を有し、鋼板の圧延方向に平行な板厚断面内１００μｍ２当たりにおける粒径０．１μｍ以上のセメンタイト粒子の平均粒子数が３０個以上である高強度冷延鋼板。
【請求項２】
さらに、成分組成として、質量％で、Ｖ：０．１０％以下、Ｎｂ：０．１０％以下から選択される一種以上を含有する請求項１に記載の高強度冷延鋼板。
【請求項３】
さらに、成分組成として、質量％で、Ｃｒ：０．５０％以下、Ｍｏ：０．５０％以下、Ｃｕ：０．５０％以下、Ｎｉ：０．５０％以下から選択される一種以上を含有する請求項１または２に記載の高強度冷延鋼板。
【請求項４】
さらに、成分組成として、質量％で、Ｃａ及び／又はＲＥＭを合計で０．００５０％以下含有する請求項１〜３のいずれか１項に記載の高強度冷延鋼板。
【請求項５】
請求項１〜４のいずれかに記載の成分組成を有する鋼スラブに、熱間圧延開始温度：１１５０〜１３００℃、仕上げ圧延終了温度：８５０〜９５０℃の条件で熱間圧延を行い、熱間圧延の終了後１秒以内に冷却を開始し、１次冷却として８０℃／ｓ以上の第１平均冷却速度で６５０℃以下まで冷却し、引き続き２次冷却として５℃／ｓ以上の第２平均冷却速度で５５０℃以下まで冷却した後に、５５０℃以下の巻取温度で巻取った後、４００〜７５０℃の温度域で３０秒以上保持する第１の熱処理を行い、次いで冷間圧延を行い、次いで、第２の熱処理として、３〜３０℃／ｓの平均加熱速度で８３０℃以上の温度域まで加熱し、第１均熱温度として８３０℃以上の温度で３０秒以上保持した後、第１均熱温度から３℃／ｓ以上の平均冷却速度で下記式（１）を満たすＴａ℃の冷却停止温度域まで冷却し、引き続き下記式（２）を満たすＴｂ℃の温度域まで加熱し、第２均熱温度として下記式（２）を満たすＴｂ℃の温度域で２０秒以上保持した後、室温まで冷却する連続焼鈍を施す高強度冷延鋼板の製造方法。
式（１）：０．３５≦１−ｅｘｐ｛−０．０１１×（５６１−［Ｃ］×４７４−［Ｍｎ］×３３−［Ｎｉ］×１７−［Ｃｒ］×１７−［Ｍｏ］×２１−Ｔａ）｝≦０．９５
式（２）：−３．０≦１−ｅｘｐ｛−０．０１１×（５６１−［Ｃ］×４７４−［Ｍｎ］×３３−［Ｎｉ］×１７−［Ｃｒ］×１７−［Ｍｏ］×２１−Ｔｂ）｝＜０．３５
ここで、式中の［Ｍ］は元素Ｍの含有量（質量％）を示す。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、高降伏比を有する高強度冷延鋼板およびその製造方法に関し、特に自動車などの構造部品の部材として好適な高強度冷延鋼板に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
近年、環境問題の高まりからＣＯ２排出規制が厳格化しており、自動車分野においては燃費向上に向けた車体の軽量化が課題となっている。そのために自動車部品への高強度鋼板の適用による薄肉化が進められており、特に引張強さ（ＴＳ）が１１８０ＭＰａ以上の高強度冷延鋼板の適用が進められている。【０００３】
自動車の構造用部材や補強用部材に使用される高強度鋼板には、成形性に優れることが要求される。特に、複雑形状を有する部品に用いられる高強度鋼板には、伸び又は伸びフランジ性（穴広げ性ともいう）といった特性のみが優れているだけでなく、伸び及び伸びフランジ性の両方が優れていることが求められる。さらに、構造用部材や補強用部材などの自動車用部品には、優れた衝突吸収エネルギー特性が求められている。自動車用部品の衝突吸収エネルギー特性を向上させるためには、素材である鋼板の降伏比を高めることが有効である。降伏比の高い鋼板を用いた自動車用部品は、低い変形量であっても効率よく衝突エネルギーを吸収することが可能である。なお、ここで、降伏比（ＹＲ）とは、引張強さ（ＴＳ）に対する降伏応力（ＹＳ）の比を示す値であり、ＹＲ＝ＹＳ／ＴＳで表される。【０００４】
従来、高強度と成形性とを兼ね備えた高強度薄鋼板として、フェライト・マルテンサイト組織のデュアルフェーズ鋼（ＤＰ鋼）が知られている（特許文献１）。主相をフェライトとして、マルテンサイトを分散させた複合組織鋼であるＤＰ鋼は、低降伏比でＴＳも高く、伸びにも優れている。【０００５】
また、高強度と優れた延性を兼ね備えた鋼板として、残留オーステナイトの変態誘起塑性（ＴＲａｎｓｆｏｒｍａｔｉｏｎ  Ｉｎｄｕｃｅｄ  Ｐｌａｓｔｉｃｉｔｙ）を利用したＴＲＩＰ鋼板が挙げられる（特許文献２）。このＴＲＩＰ鋼板は、残留オーステナイトを含有した鋼板組織を有しており、マルテンサイト変態開始温度以上の温度で加工変形させると、応力によって残留オーステナイトがマルテンサイトに誘起変態して大きな伸びが得られる。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００６】
【特許文献１】特開２０１１−０５２２９５号公報
【特許文献２】特開２００５−２４０１７８号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００７】
しかしながら、一般的にＤＰ鋼はマルテンサイト変態時にフェライト中に可動転位が導入されるため低降伏比となり、衝突吸収エネルギー特性が低くなってしまう。また、残留オーステナイトを活用した鋼板においても、１１８０ＭＰａ以上もの高強度領域で伸びと伸びフランジ性を高めたものではない。【０００８】
上記したように、１１８０ＭＰａ以上の高強度鋼板において、優れた衝突吸収エネルギー特性を保ちつつ、プレス成形性に優れた伸びおよび伸びフランジ性を確保することは困難である。そして、これらの特性（降伏比、強度、伸び、伸びフランジ性）を兼備する鋼板は開発されていないのが実情である。【０００９】
本発明はこのような事情に鑑みてなされたものである。上記従来技術の問題点を解消し、伸びと伸びフランジ性に優れ、高降伏比を有する高強度冷延鋼板およびその製造方法を提供することを本発明の目的とする。
【課題を解決するための手段】
【００１０】
本発明者らは鋭意検討を重ねた結果、鋼板のミクロ組織中のフェライト、残留オーステナイト、マルテンサイトの体積分率を特定の比率で制御し、かつ、フェライトおよびマルテンサイトの平均結晶粒径、さらに析出したセメンタイト粒子の分布状態を制御することで、高降伏比を確保しつつ、高い伸び特性に加えて優れた伸びフランジ性を併せて得られることを見出した。この発明は、上記の知見に立脚するものである。【００１１】
まず、本発明者らは、鋼板のミクロ組織と、上記したような引張強さ、降伏比、伸び、伸びフランジ性といった特性との関係について検討し、以下のように考察した。
ａ）鋼板組織中に高硬度を有するマルテンサイトもしくは残留オーステナイトが存在した場合、穴広げ試験において、打抜き加工時にフェライトとマルテンサイトもしくは残留オーステナイトの界面、特に軟質なフェライトとの界面にボイドが発生し、その後の穴広げ過程でボイド同士が連結、進展することで、き裂が発生する。このため、良好な伸びフランジ性を確保することが困難となる。一方、鋼板組織中に残留オーステナイトや軟質なフェライトを含有することで伸びが向上する。よって、１１８０ＭＰａ以上の強度を確保したうえで、伸びと伸びフランジ性を良好とするという観点からは、残留オーステナイトを含有し、フェライトの体積分率を少なくしたミクロ組織として、ミクロ組織中の各相の硬度差を減少させることが望ましい。
ｂ）転位密度の高いベイナイトや焼戻しマルテンサイトを鋼板組織内に含有することで降伏比が高くなるが、伸びに対する影響は小さい。【００１２】
そこで発明者らは鋭意検討を重ねた。その結果、ボイド発生源である軟質相と硬質相の体積分率を調整し、硬質中間相である焼戻しマルテンサイト中もしくはベイナイト中に析出するセメンタイト粒子の分布状態を制御して、硬質相との硬度差を低下させることにより、強度や伸びフランジ性を確保しつつ、伸びの向上と高い降伏比を得ることができるとの知見を得た。【００１３】
また、そのためには、Ｂを適量添加するとともに、熱延鋼板のミクロ組織をベイナイト均質組織（板厚方向1/4位置においてベイナイトの体積分率が100%）とした上で、熱処理（第１の熱処理）を施し、熱延鋼板中の元素や炭化物の分布状態を制御し、次いで、このような熱延鋼板を冷間圧延後、連続焼鈍（第２の熱処理）における冷却条件や冷却後の保持条件等の条件を制御することで、ベイナイト変態や、残留オーステナイト生成、主にベイナイトや焼戻しマルテンサイトに析出するセメンタイトの分布状態を制御することが可能となり、所望のミクロ組織を形成した鋼板が製造できるとの知見を得た。【００１４】
ここで、焼入れ元素として、Ｂを用いることが重要である。すなわち、焼入れ元素として、例えばＭｎなどを過剰に添加すると、焼戻しマルテンサイトおよびマルテンサイトの硬度が高くなるだけでなく、マルテンサイト変態開始点が低下してしまう。このため、焼戻しマルテンサイトを得るための前段階であるマルテンサイト変態をさせる際の冷却において、冷却停止温度を低下させなければならず、過度の冷却能力が必要となりコストが増大する。Ｂはマルテンサイト変態開始点を低下させずに焼入れ性を確保することが可能であるため、冷却に必要なコストを低減することができる。さらにＢは、熱間圧延時の仕上げ圧延後の冷却においても、フェライトやパーライトの生成を抑制することが可能であり、熱延鋼板の鋼板組織をベイナイト均質組織とする上で効果的である。そして、熱延鋼板の組織をベイナイト均質組織とした上で、その後に施す第１の熱処理によりＣ、Ｍｎの濃度分配を均一化し、さらにその後に施す第２の熱処理の際、加熱速度を所定範囲とすることで、フェライトやマルテンサイトの結晶粒の微細化およびセメンタイト粒子の分布状態を制御することができ、所望の鋼板組織を形成させることができる。【００１５】
本発明者らは、Ｍｎ量を２．４〜３．５％とし、Ｂを０．０００２〜０．００５０％の範囲で添加し、さらに熱間圧延、冷間圧延後の焼鈍条件を制御することで、フェライトとマルテンサイトの結晶粒径を微細化しつつ、残留オーステナイトの体積分率を伸びの確保に十分な体積分率としながら、析出するセメンタイト粒子の分布状態を制御できることを見出した。かつ、本発明者らは、フェライト、ベイナイト、焼戻しマルテンサイト、マルテンサイトの体積分率を所定の範囲に制御することで、高降伏比を確保しつつ、伸びと伸びフランジ性を向上させることが可能であることを見出した。【００１６】
本発明は上記知見に基づくものであり、その要旨は以下のとおりである。なお、本発明は、引張強さが１１８０ＭＰａ以上の高強度冷延鋼板を対象とする。【００１７】
［１］質量％で、Ｃ：０．１５〜０．３０％、Ｓｉ：０．８〜２．４％、Ｍｎ：２．４〜３．５％、Ｐ：０．０８％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ａｌ：０．０１〜０．０８％、Ｎ：０．０１０％以下、Ｔｉ：０．００２〜０．０５％、Ｂ：０．０００２〜０．００５０％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し、フェライトが平均結晶粒径３μｍ以下かつ体積分率５％以下（０％を含む）であり、残留オーステナイトが体積分率１０〜２０％であり、マルテンサイトが平均結晶粒径４μｍ以下かつ体積分率２０％以下（０％を含む）であり、かつ、残部にベイナイト及び／又は焼戻しマルテンサイトを含むミクロ組織を有し、鋼板の圧延方向に平行な板厚断面内１００μｍ２当たりにおける粒径０．１μｍ以上のセメンタイト粒子の平均粒子数が３０個以上である高強度冷延鋼板。【００１８】
［２］さらに、成分組成として、質量％で、Ｖ：０．１０％以下、Ｎｂ：０．１０％以下から選択される一種以上を含有する前記［１］に記載の高強度冷延鋼板。【００１９】
［３］さらに、成分組成として、質量％で、Ｃｒ：０．５０％以下、Ｍｏ：０．５０％以下、Ｃｕ：０．５０％以下、Ｎｉ：０．５０％以下から選択される一種以上を含有する前記［１］または［２］に記載の高強度冷延鋼板。【００２０】
［４］さらに、成分組成として、質量％で、Ｃａ及び／又はＲＥＭを合計で０．００５０％以下含有する前記［１］〜［３］のいずれかに記載の高強度冷延鋼板。【００２１】
［５］前記［１］〜［４］のいずれかに記載の成分組成を有する鋼スラブに、熱間圧延開始温度：１１５０〜１３００℃、仕上げ圧延終了温度：８５０〜９５０℃の条件で熱間圧延を行い、熱間圧延の終了後１秒以内に冷却を開始し、１次冷却として８０℃／ｓ以上の第１平均冷却速度で６５０℃以下まで冷却し、引き続き２次冷却として５℃／ｓ以上の第２平均冷却速度で５５０℃以下まで冷却した後に、５５０℃以下の巻取り温度で巻取った後、４００〜７５０℃の温度域で３０秒以上保持する第１の熱処理を行い、次いで冷間圧延を行い、次いで、第２の熱処理として、３〜３０℃／ｓの平均加熱速度で８３０℃以上の温度域まで加熱し、第１均熱温度として８３０℃以上の温度で３０秒以上保持した後、第１均熱温度から３℃／ｓ以上の平均冷却速度で下記式（１）を満たすＴａ℃の冷却停止温度域まで冷却し、引き続き下記式（２）を満たすＴｂ℃の温度域まで加熱し、第２均熱温度として下記式（２）を満たすＴｂ℃の温度域で２０秒以上保持した後、室温まで冷却する連続焼鈍を施す高強度冷延鋼板の製造方法。【００２２】
式（１）：０．３５≦１−ｅｘｐ｛−０．０１１×（５６１−［Ｃ］×４７４−［Ｍｎ］×３３−［Ｎｉ］×１７−［Ｃｒ］×１７−［Ｍｏ］×２１−Ｔａ）｝≦０．９５
式（２）：−３．０≦１−ｅｘｐ｛−０．０１１×（５６１−［Ｃ］×４７４−［Ｍｎ］×３３−［Ｎｉ］×１７−［Ｃｒ］×１７−［Ｍｏ］×２１−Ｔｂ）｝＜０．３５
ここで、式中の［Ｍ］は元素Ｍの含有量（質量％）を示す。
【発明の効果】
【００２３】
本発明によれば、鋼板の組成およびミクロ組織を制御することにより、引張強さが１１８０ＭＰａ以上、降伏比が７５％以上であり、伸びが１７％以上および穴広げ率が３０％以上である、伸びと伸びフランジ性が共に優れた高強度冷延鋼板を安定して得ることができる。
【発明を実施するための形態】
【００２４】
まず、本発明の高強度冷延鋼板の成分組成の限定理由を説明する。なお、以下において、鋼の成分組成の「％」表示は質量％を意味する。
【００２５】
Ｃ：０．１５〜０．３０％
Ｃは鋼板の高強度化に有効な元素であり、本発明におけるベイナイト、焼戻しマルテンサイト、残留オーステナイト及びマルテンサイトといった第２相形成に関与して高強度化に寄与する。さらに、Ｃはマルテンサイトおよび焼戻しマルテンサイトの硬度を高くする。Ｃ量が０．１５％未満では、必要なベイナイト、焼戻しマルテンサイト、残留オーステナイト及びマルテンサイトの体積率の確保が難しい。このため、Ｃ量は０．１５％以上とする。好ましくは０．１６％以上である。一方、Ｃ量が０．３０％を超えると、フェライト、焼戻しマルテンサイト、マルテンサイトの硬度差が大きくなるため、伸びフランジ性が低下する。このため、Ｃ量は０．３０％以下とする。好ましくは０．２６％以下である。
【００２６】
Ｓｉ：０．８〜２．４％
Ｓｉはベイナイト変態時に炭化物生成を抑制し残留オーステナイトの形成に寄与する。十分な残留オーステナイトを形成するためには、Ｓｉ量は０．８％以上とする必要がある。好ましくは１．２％以上である。しかしながら、Ｓｉを過剰に添加すると、化成処理性が低下するため、そのＳｉ量は２．４％以下とする。好ましくは２．１％以下である。
【００２７】
Ｍｎ：２．４〜３．５％
Ｍｎは固溶強化および第２相を生成することで高強度化に寄与する元素である。また、オーステナイトを安定化させる元素であり、第２相の分率制御に必要な元素である。さらに、熱延鋼板の組織をベイナイト変態により均質化するために必要な元素である。その効果を得るためにはＭｎを２．４％以上含有することが必要である。一方、過剰に含有した場合、マルテンサイトの体積率が過剰になり、さらにマルテンサイトおよび焼戻しマルテンサイトの硬度が増加してしまい、伸びフランジ性が低下するため、Ｍｎの含有量は３．５％以下とする。好ましくは３．３％以下である。
【００２８】
Ｐ：０．０８％以下
Ｐは固溶強化により高強度化に寄与するが、過剰に添加された場合には、粒界への偏析が著しくなって粒界を脆化させたり、溶接性を低下させる。よって、Ｐの含有量は０．０８％以下とする。好ましくは０．０５％以下である。
【００２９】
Ｓ：０．００５％以下
Ｓの含有量が多い場合には、ＭｎＳなどの硫化物が多く生成し、伸びフランジ性に代表される局部伸びが低下する。よって、Ｓの含有量の上限は０．００５％とする。好ましくは、Ｓ含有量は０．００４５％以下である。特に下限は無いが、極低Ｓ化は製鋼コストが上昇するため、Ｓの含有量の下限は０．０００５％とすることが好ましい。
【００３０】
Ａｌ：０．０１〜０．０８％
Ａｌは脱酸に必要な元素であり、この効果を得るためにはＡｌ含有量を０．０１％以上とすることが必要である。一方、Ａｌは０．０８％を超えて含有しても効果が飽和するため、Ａｌ含有量は０．０８％以下とする。好ましくは０．０５％以下である。
【００３１】
Ｎ：０．０１０％以下
Ｎは粗大な窒化物を形成し、曲げ性や伸びフランジ性を劣化させることから、その含有量を抑える必要がある。Ｎ量が０．０１０％超えでは、この傾向が顕著となることから、Ｎの含有量を０．０１０％以下とする。好ましくは０．００５０％以下である。
【００３２】
Ｔｉ：０．００２〜０．０５％
Ｔｉは微細な炭窒化物を形成することで、強度上昇に寄与することができる元素である。さらに、ＴｉはＢよりも窒化物を生成しやすいため、本発明に必須な元素であるＢをＮと反応させないためにも必要である。このような効果を発揮させるためには、Ｔｉの含有量の下限を０．００２％とする必要がある。好ましくは０．００５％である。一方、多量にＴｉを添加すると、伸びが著しく低下するため、Ｔｉの含有量は０．０５％以下とする。好ましく０．０３５％以下である。
【００３３】
Ｂ：０．０００２〜０．００５０％
Ｂはマルテンサイト変態開始点を低下させることなく焼入れ性を向上させる元素であり、第２相を生成することで高強度化に寄与する元素である。さらに、Ｂは熱間圧延の仕上げ圧延後に冷却する際、フェライトやパーライトの生成を抑制する効果がある。このような効果を発揮させるためには、Ｂの含有量を０．０００２％以上とする必要がある。好ましくは０．０００３％以上である。一方、Ｂは０．００５０％を超えて含有させても、その効果が飽和するため、Ｂの含有量は０．００５０％以下とする。好ましくは０．００４０％以下である。
【００３４】
また、本発明では、上記の成分に加えてさらに、下記の理由により、Ｖ：０．１０％以下、Ｎｂ：０．１０％以下から選択される一種以上や、Ｃｒ：０．５０％以下、Ｍｏ：０．５０％以下、Ｃｕ：０．５０％以下、Ｎｉ：０．５０％以下から選択される一種以上や、Ｃａ及び／又はＲＥＭを合計で０．００５０％以下を、個別にあるいは同時に含有しても良い。
【００３５】
Ｖ：０．１０％以下
Ｖは微細な炭窒化物を形成することで、強度上昇に寄与することができる。このような作用を有するために、Ｖを０．０１％以上含有させることが好ましい。一方、多量のＶを添加させても、０．１０％を超えた分の強度上昇効果は小さく、そのうえ、合金コストの増加も招いてしまう。したがって、Ｖの含有量は０．１０％以下とする。好ましくは０．０５％以下である。
【００３６】
Ｎｂ：０．１０％以下
ＮｂもＶと同様に、微細な炭窒化物を形成することで、強度上昇に寄与することができるため、必要に応じて添加することができる。このような効果を発揮させるためには、Ｎｂの含有量を０．００５％以上とすることが好ましい。一方、多量にＮｂを添加すると、伸びが著しく低下するため、その含有量は０．１０％以下とする。好ましくは０．０５％以下である。
【００３７】
Ｃｒ：０．５０％以下
Ｃｒは第２相を生成することで高強度化に寄与する元素であり、必要に応じて添加することができる。この効果を発揮させるためには、０．１０％以上含有させることが好ましい。一方、０．５０％を超えて含有させると、過剰にマルテンサイトが生成するため、その含有量は０．５０％以下とする。
【００３８】
Ｍｏ：０．５０％以下
ＭｏもＣｒと同様に、第２相を生成することで高強度化に寄与する元素である。また、さらに一部炭化物を生成して高強度化に寄与する元素でもあり、必要に応じて添加することができる。これら効果を発揮させるためには、Ｍｏは０．０５％以上含有させることが好ましい。０．５０％を超えて含有させても効果が飽和するため、その含有量は０．５０％以下とする。
【００３９】
Ｃｕ：０．５０％以下
Ｃｕは、Ｃｒと同様に第２相を生成することで高強度化に寄与する元素である。また、固溶強化により高強度化に寄与する元素でもあり、必要に応じて添加することができる。これら効果を発揮するためには０．０５％以上含有させることが好ましい。一方、０．５０％を超えて含有させても効果が飽和し、またＣｕに起因する表面欠陥が発生しやすくなるため、その含有量は０．５０％以下とする。
【００４０】
Ｎｉ：０．５０％以下
ＮｉもＣｒと同様に、第２相を生成することで高強度化に寄与する元素であり、また、Ｃｕと同様に固溶強化により高強度化に寄与するため、必要に応じて添加することができる。これら効果を発揮させるためには０．０５％以上含有させることが好ましい。また、Ｃｕと同時に添加すると、Ｃｕ起因の表面欠陥を抑制する効果があるため、Ｃｕ添加時に特に有効である。一方、０．５０％を超えて含有させても効果が飽和するため、その含有量を０．５０％以下とする。
【００４１】
Ｃａ及び／又はＲＥＭを合計で０．００５０％以下
ＣａおよびＲＥＭは、硫化物の形状を球状化し、伸びフランジ性に対する硫化物の悪影響を改善するのに寄与する元素であり、必要に応じて添加することができる。このような効果を発揮させるためには、Ｃａ、ＲＥＭのいずれか１種以上を合計で０．０００５％以上含有させることが好ましい。一方、Ｃａ及び／又はＲＥＭを合計で０．００５０％を超えて含有させても効果が飽和する。このため、Ｃａ、ＲＥＭは、単独添加または複合添加いずれの場合においても、その合計の含有量を０．００５０％以下とする。
【００４２】
上記以外の残部はＦｅ及び不可避的不純物である。不可避的不純物としては、例えば、Ｓｂ、Ｓｎ、Ｚｎ、Ｃｏ等が挙げられる。これらの含有量の許容範囲としては、Ｓｂ:０．０１％以下、Ｓｎ：０．１％以下、Ｚｎ：０．０１％以下、Ｃｏ：０．１％以下である。また、本発明では、Ｔａ、Ｍｇ、Ｚｒを通常の鋼組成の範囲内で含有しても、その効果は失われない。
【００４３】
次に、本発明の高強度冷延鋼板のミクロ組織について、詳細に説明する。
【００４４】
本発明の高強度冷延鋼板は、フェライトが平均結晶粒径３μｍ以下かつ体積分率５％以下（０％を含む）であり、残留オーステナイトが体積分率１０〜２０％であり、マルテンサイトが平均結晶粒径４μｍ以下かつ体積分率２０％以下（０％を含む）であり、かつ、残部にベイナイト及び／又は焼戻しマルテンサイトを含むミクロ組織を有し、鋼板の圧延方向に平行な板厚断面内１００μｍ２当たりにおける粒径０．１μｍ以上のセメンタイト粒子の平均粒子数が３０個以上である。
【００４５】
フェライト：平均結晶粒径３μｍ以下かつ体積分率５％以下（０％を含む）
フェライトは軟質な組織であり、前記したように、高硬度を有するマルテンサイトもしくは残留オーステナイトとの界面で打ち抜き時にボイドを生成しやすい。フェライトの体積分率が５％を超えると、打抜き時のボイド生成量が増加して、伸びフランジ性が低下する。さらに、フェライトの体積分率が５％を超えて多くなると、強度確保のため、マルテンサイトや焼戻しマルテンサイトの硬度も高くする必要があり、強度と伸びフランジ性の両立が困難となる。したがって、フェライトの体積分率は５％以下とする。好ましくは３％以下であり、さらに好ましくは１％以下である。なお、フェライトの体積分率は０％であってもよい。また、フェライトの平均結晶粒径が３μｍ超では、穴広げ時等において、打抜き端面に生成したボイドが穴広げ中に連結しやすくなるため、良好な伸びフランジ性が得られない。そのため、ミクロ組織中にフェライトを有する場合、そのフェライトの平均結晶粒径は３μｍ以下とする。
【００４６】
残留オーステナイト：体積分率１０〜２０％
良好な延性を確保するためには、残留オーステナイトの体積分率を１０〜２０％の範囲とする必要がある。残留オーステナイトの体積分率が１０％未満では、低い伸びしか得られないため、残留オーステナイトの体積分率は１０％以上とする。好ましくは１１％以上である。また、残留オーステナイトの体積分率が２０％を超える場合、伸びフランジ性が劣化するため、残留オーステナイトの体積分率は２０％以下とする。好ましくは１８％以下である。
【００４７】
マルテンサイト：平均結晶粒径４μｍ以下かつ体積分率２０％以下（０％を含む）
所望の強度を確保しつつ、伸びフランジ性を確保するためにマルテンサイトの体積分率は２０％以下とする。好ましくは１５％以下であり、より好ましくは１２％以下である。なお、マルテンサイトの体積分率は０％であってもよい。また、マルテンサイトの平均結晶粒径が４μｍ超ではフェライトとの界面に生成するボイドが連結しやすくなり、伸びフランジ性が劣化するため、マルテンサイトの平均結晶粒径は４μｍ以下とする。好ましくは、マルテンサイトの平均結晶粒径の上限は３μｍである。
【００４８】
残部組織：ベイナイト及び／又は焼戻しマルテンサイトを含む組織
良好な伸びフランジ性や高降伏比を確保するために、上記のフェライト、残留オーステナイト、マルテンサイト以外の残部には、ベイナイト及び／又は焼戻しマルテンサイトを含有することが必要である。ベイナイトの体積分率は１５〜５０％、焼戻しマルテンサイトの体積分率は３０〜７０％が好ましい。また、ベイナイト及び焼戻しマルテンサイトを含有することが好ましい。焼戻しマルテンサイトの平均結晶粒径は１２μｍ以下が好ましい。なお、ここで云うベイナイト相の体積分率とは、観察面に占めるベイニティック・フェライト（転位密度の高いフェライト）の体積割合のことである。
【００４９】
鋼板の圧延方向に平行な板厚断面内１００μｍ２当たりにおける粒径０．１μｍ以上のセメンタイト粒子の平均粒子数が３０個以上
良好な穴広げ性や高降伏比を確保するために、鋼板断面内に粒径０．１μｍ以上のセメンタイト粒子が、１００μｍ２当たり平均で３０個以上を有する必要がある。なおここで鋼板断面内とは、鋼板の圧延方向に平行な板厚断面内を意味する。セメンタイト粒子は、主にベイナイト中もしくは焼戻しマルテンサイト中に析出する。このような、セメンタイト粒子のうち、粒径０．１μｍ以上のセメンタイト粒子の析出数が、１００μｍ２当たり平均で３０個未満となると、焼戻しマルテンサイトやベイナイトの硬度が高くなり、軟質相（フェライト）や硬質相（マルテンサイトや残留オーステナイト）との界面にボイドが生成しやすいため伸びフランジ性が劣化する。好ましくは４５個以上である。
【００５０】
なお、本発明のミクロ組織において、上記したフェライト、残留オーステナイト、マルテンサイト、ベイナイトおよび焼戻しマルテンサイト以外に、パーライト等が生成される場合があるが、上記のフェライト、残留オーステナイトおよびマルテンサイトの体積分率、フェライト、マルテンサイトの平均結晶粒径、セメンタイト粒子の分布状態が満足されれば、本発明の目的を達成できる。ただし、パーライト等の上記したフェライト、残留オーステナイト、マルテンサイト、ベイナイトおよび焼戻しマルテンサイト以外の組織の体積分率は合計で３％以下が好ましい。
本発明のミクロ組織の体積分率及び平均結晶粒径は後述の実施例に記載した方法により測定できる。また、０．１μｍ以上のセメンタイト粒子の平均粒子数も後述の実施例に記載した方法により測定できる。
【００５１】
次に、本発明の高強度冷延鋼板の製造方法について説明する。
【００５２】
本発明の高強度冷延鋼板は、上記した成分組成を有する鋼スラブに、熱間圧延開始温度：１１５０〜１３００℃、仕上げ圧延の終了温度：８５０〜９５０℃の条件で熱間圧延を行い、熱間圧延の終了後１秒以内に冷却を開始し、１次冷却として８０℃／ｓ以上の第１平均冷却速度で６５０℃以下まで冷却し、引き続き２次冷却として５℃／ｓ以上の第２平均冷却速度で５５０℃以下まで冷却した後に、５５０℃以下の巻取った後、４００〜７５０℃の温度域で３０秒以上保持する第１の熱処理を行い、次いで冷間圧延を行い、次いで、第２の熱処理として、３〜３０℃／ｓの平均加熱速度で８３０℃以上の温度域まで加熱し、第１均熱温度として８３０℃以上の温度で３０秒以上保持した後、第１均熱温度から３℃／ｓ以上の平均冷却速度で下記式（１）を満たすＴａ℃の冷却停止温度域まで冷却し、引き続き下記式（２）を満たすＴｂ℃の温度域まで加熱し、第２均熱温度として下記式（２）を満たすＴｂ℃の温度域で２０秒以上保持した後、室温まで冷却する連続焼鈍を施すことにより製造できる。
【００５３】
式（１）：０．３５≦１−ｅｘｐ｛−０．０１１×（５６１−［Ｃ］×４７４−［Ｍｎ］×３３−［Ｎｉ］×１７−［Ｃｒ］×１７−［Ｍｏ］×２１−Ｔａ）｝≦０．９５
式（２）：−３．０≦１−ｅｘｐ｛−０．０１１×（５６１−［Ｃ］×４７４−［Ｍｎ］×３３−［Ｎｉ］×１７−［Ｃｒ］×１７−［Ｍｏ］×２１−Ｔｂ）｝＜０．３５
ここで、式中の［Ｍ］は元素Ｍの含有量（質量％）を示す。
【００５４】
上記したように、本発明の高強度冷延鋼板は、上記した成分組成の鋼スラブに、熱間圧延を行い、冷却し、巻き取る熱間圧延工程と、第１の熱処理を行う第１の熱処理工程と、冷間圧延を行う冷間圧延工程と、第２の熱処理を行う第２の熱処理工程を順次施すことにより製造できる。以下、各製造条件について、詳細に説明する。
【００５５】
なお、本発明で使用する鋼スラブは、成分のマクロ偏析を防止すべく連続鋳造法で製造することが好ましいが、造塊法、薄スラブ鋳造法によっても製造することが可能である。本発明では、鋼スラブを製造したのち、いったん室温まで冷却し、その後、再加熱する従来法に加え、冷却しないで、温片のままで加熱炉に装入する、あるいは保熱を行った後に直ちに圧延する、あるいは鋳造後そのまま圧延する直送圧延・直接圧延などの省エネルギープロセスも問題なく適用できる。
【００５６】
［熱間圧延工程］
熱間圧延開始温度：１１５０〜１３００℃
上記した成分組成の鋼スラブを、鋳造後、再加熱することなく１１５０〜１３００℃の温度の鋼スラブを用いて熱間圧延を開始するか、若しくは、鋼スラブを１１５０〜１３００℃に再加熱した後、熱間圧延を開始する。熱間圧延開始温度は、１１５０℃よりも低くなると圧延負荷が増大し生産性が低下する。一方、熱間圧延開始温度が１３００℃より高い場合は、加熱コストが増大するだけである。このため、熱間圧延開始温度は１１５０〜１３００℃とする。なお、スラブ温度は板厚方向平均温度とする。
【００５７】
仕上げ圧延終了温度：８５０〜９５０℃
熱間圧延は、鋼板内の組織均一化、材質の異方性低減により、焼鈍後の伸びおよび穴広げ性を向上させるため、オーステナイト単相域にて終了する必要がある。このため、熱間圧延の仕上げ圧延終了温度は８５０℃以上とする。一方、仕上げ圧延終了温度が９５０℃超えでは、熱延鋼板のミクロ組織が粗大になり、焼鈍後の特性が低下するため、仕上げ圧延終了温度は９５０℃以下とする。熱間圧延後の熱延鋼板の厚さは特に限定されないが、1.2〜8.0ｍｍが好ましい。
【００５８】
熱間圧延後の冷却条件：熱間圧延の終了後１秒以内に冷却を開始し、１次冷却として８０℃／ｓ以上の第１平均冷却速度で６５０℃以下まで冷却し、引き続き２次冷却として５℃／ｓ以上の第２平均冷却速度で５５０℃以下まで冷却
熱間圧延終了後、１秒以内に冷却を開始して、フェライト変態させることなく、ベイナイト変態する温度域まで急冷して熱延鋼板のミクロ組織をベイナイト組織として均質化する。このような熱延鋼板の組織の制御は、最終的な鋼板組織において、主にフェライトやマルテンサイトを微細化させる効果がある。熱間圧延終了後、冷却開始までの時間が１秒を超えると、フェライト変態が開始されるため、ベイナイト変態の均質化が困難となる。このため、熱間圧延終了後、すなわち熱間圧延の仕上げ圧延を終了後、１秒以内に冷却（１次冷却）を開始し、８０℃／ｓ以上の平均冷却速度（第１平均冷却速度）で６５０℃以下まで冷却する。１次冷却の平均冷却速度である第１平均冷却速度が８０℃／ｓ未満ではフェライト変態が冷却中に開始されるため、熱延鋼板の鋼板組織が不均質となり、最終的に得られる鋼板の伸びフランジ性が低下する。また１次冷却での冷却の終点の温度が６５０℃超えではパーライトが過剰に生成し、熱延鋼板の鋼板組織が不均質となり、最終的に得られる鋼板の伸びフランジ性が低下する。そのため、熱間圧延の終了後、１秒以内に冷却を開始し、８０℃／ｓ以上の第１平均冷却速度で６５０℃以下まで１次冷却する。なお、ここで、第１平均冷却速度は、熱間圧延終了から１次冷却の冷却停止温度までの平均冷却速度である。上記した１次冷却の後は、引き続き２次冷却を行い、５℃／ｓ以上の平均冷却速度で５５０℃以下まで冷却する。２次冷却の平均冷却速度である第２平均冷却速度が５℃／ｓ未満、もしくは５５０℃超までの２次冷却では、熱延鋼板の鋼板組織にフェライトもしくはパーライトが過剰に生成し、最終的に得られる鋼板の伸びフランジ性が低下する。したがって、２次冷却として５℃／ｓ以上の第２平均冷却速度で５５０℃以下まで冷却する。なお、ここで、第２平均冷却速度は、１次冷却の冷却停止温度から巻取り温度までの平均冷却速度である。
【００５９】
巻取り温度：５５０℃以下
上記したように、熱間圧延後、１次冷却を行い次いで２次冷却を行って、５５０℃以下まで冷却した後、５５０℃以下の巻取り温度で巻き取る。巻取り温度が５５０℃超では、フェライトおよびパーライトが過剰に生成するため、巻取り温度の上限は５５０℃とする。好ましくは５００℃以下である。巻取り温度の下限は特に規定はしないが、巻取り温度が低温になりすぎると、硬質なマルテンサイトが過剰に生成し、冷間圧延負荷が増大するため、３００℃以上とすることが好ましい。
【００６０】
［酸洗工程］
熱間圧延工程後、酸洗工程を実施し、熱間圧延工程で形成された熱延鋼板表層のスケールを除去するのが好ましい。酸洗工程は特に限定されず、常法に従って実施すればよい。
【００６１】
［第１の熱処理工程］
第１の熱処理：４００〜７５０℃の温度域で３０秒以上保持
本発明は、上記した熱間圧延後に、冷間圧延工程を挟んで２回の熱処理（第１の熱処理、第２の熱処理）を施す。これにより、結晶粒径の微細化やセメンタイト析出の分布状態を制御する。第１の熱処理は上記熱間圧延後に実施し、熱間圧延工程で得られたベイナイト均質組織において、さらにＣやＭｎの元素分配の均質化を目的とする。第１の熱処理は、Ｃ、Ｍｎなどの元素の偏析を解消し、第２の熱処理工程後に所望の組織を得るために重要である。第１の熱処理の熱処理温度が４００℃に満たない場合、元素分配が不十分であり、熱間圧延後の元素分布状態の影響を除去することが出来ず、Ｃ、Ｍｎの偏在に起因して、後述する第２の熱処理後に、元々Ｃの多い領域の焼入性が高くなり、所望の鋼板組織が得られない。さらに第２の熱処理後に、粒径０．１μｍ以上のセメンタイト粒子が減少するため、十分な伸びおよび穴広げ性が得られない。一方、第１の熱処理の熱処理温度が７５０℃を超えると、粗大かつ硬質なマルテンサイトが過度に存在し、第２の熱処理後の組織が不均一となり、かつマルテンサイトの体積分率が増加し、過度に高強度化して、伸びおよび穴広げ性が著しく低下する。したがって、冷間圧延前の熱延鋼板を均一な組織とするため、熱延鋼板に施す第１の熱処理には最適な温度範囲が存在し、第１の熱処理では４００〜７５０℃の温度域に加熱する、すなわち第１の熱処理の熱処理温度は４００℃以上７５０℃以下の範囲とする。好ましくは４５０℃以上７００℃以下の範囲、より好ましくは４５０℃以上６５０℃以下の範囲である。また、４００〜７５０℃の温度域における保持時間が３０秒未満では、熱間圧延後の元素分布状態の影響を除去することが出来ず、所望の鋼板組織が得られない。好ましくは３００秒以上であり、さらに好ましくは６００秒以上である。
【００６２】
［冷間圧延工程］
第１の熱処理後の熱延鋼板に対し、所定の板厚の冷延板に圧延する冷間圧延工程を行う。冷間圧延工程の条件は特に限定されず常法で実施すればよい。
【００６３】
［第２の熱処理工程］
第２の熱処理工程は、再結晶を進行させるとともに、高強度化のため鋼組織にベイナイト、焼戻しマルテンサイト、残留オーステナイトやマルテンサイトを形成するために実施する。
【００６４】
このため、第２の熱処理として、３〜３０℃／ｓの平均加熱速度で８３０℃以上の温度域まで加熱し、第１均熱温度として８３０℃以上の温度で３０秒以上保持した後、第１均熱温度から３℃／ｓ以上の平均冷却速度で下記式（１）を満たすＴａ℃の冷却停止温度域まで冷却し、引き続き下記式（２）を満たすＴｂ℃の温度域まで加熱し、第２均熱温度として下記式（２）を満たすＴｂ℃の温度域で２０秒以上保持した後、室温まで冷却する連続焼鈍を施す。
【００６５】
式（１）：０．３５≦１−ｅｘｐ｛−０．０１１×（５６１−［Ｃ］×４７４−［Ｍｎ］×３３−［Ｎｉ］×１７−［Ｃｒ］×１７−［Ｍｏ］×２１−Ｔａ）｝≦０．９５
式（２）：−３．０≦１−ｅｘｐ｛−０．０１１×（５６１−［Ｃ］×４７４−［Ｍｎ］×３３−［Ｎｉ］×１７−［Ｃｒ］×１７−［Ｍｏ］×２１−Ｔｂ）｝＜０．３５
ここで、式中の［Ｍ］は元素Ｍの含有量（質量％）を示す。
【００６６】
以下に各条件の限定理由について、説明する。
【００６７】
平均加熱速度：３〜３０℃／ｓ
焼鈍における昇温過程での再結晶で生成するフェライトやオーステナイトの核生成の速度を、再結晶した結晶粒が成長する速度より速めることで、再結晶粒の微細化が可能である。このため、第２の熱処理における８３０℃以上の温度域までの平均加熱速度を３℃／ｓ以上とする。この加熱速度が、小さすぎると、加熱の過程で生成するフェライトやオーステナイトが粗大化し、最終的に得られるフェライトやマルテンサイト粒が粗大化して所望の平均結晶粒径が得られない。好ましくは、平均加熱速度は５℃／ｓ以上である。一方、急速に加熱しすぎると、再結晶が進行しにくくなるため、平均加熱速度は３０℃／ｓ以下とする。このため、冷延板を均熱温度８３０℃以上の温度域まで加熱する際の平均加熱速度は３℃／ｓ以上３０℃／ｓ以下とする。なお、ここで平均加熱速度は加熱開始時の温度から第１均熱温度までの平均加熱速度である。
【００６８】
第１均熱温度：８３０℃以上
冷延板は、前記したように、平均加熱速度：３〜３０℃／ｓで８３０℃以上の温度域に加熱し、８３０℃以上の第１均熱温度で保持して再結晶させる。第１均熱温度は、フェライトとオーステナイトの２相域もしくはオーステナイト単相域である温度域とする。第１均熱温度が８３０℃未満ではフェライト分率が多くなるため、強度と伸びフランジ性の両立が困難となる。このため、第１均熱温度の下限は８３０℃とする。第１均熱温度の上限は特に規定されないが、均熱温度が高すぎると、焼鈍中のオーステナイト結晶粒径が増大し、焼鈍後のマルテンサイト粒径の確保が困難であるため、９００℃以下が好ましい。
【００６９】
第１均熱温度での保持時間：３０秒以上
上記の第１均熱温度において、再結晶の進行および一部もしくは全てオーステナイト変態させるため、第１均熱温度での保持時間（均熱時間）は３０秒以上とする必要がある。上限は特に限定されないが、６００秒以内が好ましい。
【００７０】
第１均熱温度から３℃／ｓ以上の平均冷却速度で下記式（１）を満たすＴａ℃の冷却停止温度域まで冷却
式（１）：０．３５≦１−ｅｘｐ｛−０．０１１×（５６１−［Ｃ］×４７４−［Ｍｎ］×３３−［Ｎｉ］×１７−［Ｃｒ］×１７−［Ｍｏ］×２１−Ｔａ）｝≦０．９５
第１均熱温度での保持時に生成したオーステナイトを一部マルテンサイト変態させるために、３℃／ｓ以上の平均冷却速度で上記式（１）を満たすＴａ℃の温度域まで冷却する。第１均熱温度からＴａ℃の温度域までの平均冷却速度が３℃／ｓ未満だと、フェライト変態が過剰に進行し、所定の体積分率の確保が困難であることに加え、パーライトが過剰に生成する。このため、第１均熱温度からの平均冷却速度の下限は３℃／ｓとする。なお、ここで平均冷却速度は第１均熱温度からＴａまでの平均冷却速度である。
以下、１−ｅｘｐ｛−０．０１１×（５６１−［Ｃ］×４７４−［Ｍｎ］×３３−［Ｎｉ］×１７−［Ｃｒ］×１７−［Ｍｏ］×２１−Ｔａ）｝＝Ａとして説明する。冷却停止温度Ｔａが、Ａ＞０．９５となる温度では、冷却時にマルテンサイトが過剰に生成するため、未変態のオーステナイトが減少する。また、ベイナイト変態や残留オーステナイトが減少するため、伸びが低下する。一方、冷却停止温度Ｔａ℃がＡ＜０．３５となる温度では、焼戻しマルテンサイトが減少し、セメンタイト粒子を所定の個数得られないため、伸びフランジ性が低下する。このため、冷却停止温度Ｔａ℃は、上記した式（１）を満たす温度域の温度とする。
【００７１】
Ｔａ℃の温度域まで冷却後、下記式（２）を満たすＴｂ℃の温度域まで加熱し、第２均熱温度として下記式（２）を満たすＴｂ℃の温度域で２０秒以上保持した後、室温まで冷却
式（２）：−３．０≦１−ｅｘｐ｛−０．０１１×（５６１−［Ｃ］×４７４−［Ｍｎ］×３３−［Ｎｉ］×１７−［Ｃｒ］×１７−［Ｍｏ］×２１−Ｔｂ）｝＜０．３５
上記したＴａの温度域まで冷却した後は、冷却途中に生成したマルテンサイトを焼戻して焼戻しマルテンサイトとすることと、未変態のオーステナイトをベイナイト変態させ、ベイナイトおよび残留オーステナイトを鋼板組織中に生成させるために、再加熱し、第２均熱温度域で保持する。式（２）を満たすＴｂ℃の温度域まで再加熱し、保持することで、セメンタイト粒子が成長し、高い降伏比を保持しつつ、伸びと伸びフランジ性を良好とすることができる。
以下、１−ｅｘｐ｛−０．０１１×（５６１−［Ｃ］×４７４−［Ｍｎ］×３３−［Ｎｉ］×１７−［Ｃｒ］×１７−［Ｍｏ］×２１−Ｔｂ）｝＝Ｂとして説明する。第２均熱温度Ｔｂ℃が、Ｂ＜−３．０となる温度では、パーライトが過剰に生成するため、伸びが低下する。また、第２均熱温度Ｔｂ℃が、Ｂ≧０．３５となる温度では、マルテンサイトの焼戻しが不十分となり、セメンタイト粒子が成長せず、ボイドが生成しやすくなるため、伸びフランジ性が低下する。また、−３．０≦Ｂ＜０．３５を満たすＴｂ℃の温度域での保持時間が２０秒未満では、ベイナイト変態が十分に進行しないため、未変態のオーステナイトが多く残り、最終的にマルテンサイトが過剰に生成してしまい、伸びフランジ性が低下する。そのため、第２均熱温度として、式（２）を満たすＴｂ℃の温度域まで加熱し、第２均熱温度として式（２）を満たすＴｂ℃の温度域で２０秒以上保持した後、室温まで冷却する。
焼戻しマルテンサイトは例えば次のように生成する。焼鈍時のＴａ℃までの冷却中に未変態のオーステナイトが一部マルテンサイト変態し、Ｔｂ℃で加熱後、保持された際に焼戻されて焼戻しマルテンサイトが生成する。また、マルテンサイトは例えば次のように生成する。連続焼鈍時の第２均熱温度域であるＴｂ℃の温度域で保持後も未変態であるオーステナイトが、室温まで冷却した際にマルテンサイトが生成する。
【００７２】
なお、上記した第２の熱処理工程である連続焼鈍の後に調質圧延を実施しても良い。調質圧延を実施する際の伸長率の好ましい範囲は０．１〜２．０％である。
【００７３】
また、本発明の範囲内であれば、上記した第２の熱処理工程において、溶融亜鉛めっきを施して溶融亜鉛めっき鋼板としてもよく、また、溶融亜鉛めっき後に合金化処理を施して合金化溶融亜鉛めっき鋼板としても良い。さらに本発明で得られた冷延鋼板を電気めっきし、電気めっき鋼板としても良い。
【実施例１】
【００７４】
以下、本発明の実施例を説明する。ただし、本発明は、もとより下記実施例によって制限を受けるものではなく、本発明の趣旨に適合し得る範囲で適当に変更を加えて実施することも可能であり、それらは何れも本発明の技術的範囲に含まれる。【００７５】
表１に示す化学組成の鋼（残部成分：Ｆｅおよび不可避的不純物）を溶製して鋳造し、２３０ｍｍ厚のスラブを製造し、熱間圧延開始温度を１２５０℃、仕上げ圧延終了温度（ＦＤＴ）を表２に示す条件として熱間圧延を行い、板厚：３．２ｍｍの熱延鋼板とした後、表２に示す時間（冷却開始までの時間）以内に冷却を開始し、表２で示す第１平均冷却速度（冷速１）で第１冷却温度まで冷却した後、第２平均冷却速度（冷速２）で冷却し、巻取り温度（ＣＴ）で巻取った。ついで、得られた熱延鋼板を酸洗した後、引き続き表２に示す第１熱処理温度、第１熱処理時間（保持時間）で第１の熱処理を行った。その後、冷間圧延を施し、冷延板（板厚：１．４ｍｍ）を製造した。その後、第２の熱処理として、表２に示す平均加熱速度で加熱し、表２に示す第１均熱温度に加熱して表２に示す均熱時間（第１保持時間）保持して焼鈍した後、表２に示す平均冷却速度（冷速３）で冷却停止温度（Ｔａ℃）まで冷却し、その後、表２に示す第２均熱温度（Ｔｂ℃）まで加熱して表２に示す時間（第２保持時間）保持し、室温まで冷却した。【００７６】
このようにして製造した鋼板について、以下のように各特性を評価した。結果を表３に示す。【００７７】
［引張特性］
製造した鋼板から、ＪＩＳ５号引張試験片を圧延直角方向が長手方向（引張方向）となるように採取し、引張試験（ＪＩＳ  Ｚ２２４１（１９９８））により、降伏応力（ＹＳ）、引張強さ（ＴＳ）、全伸び（ＥＬ）を測定するとともに、降伏比（ＹＲ）を求めた。【００７８】
［伸びフランジ性］
製造した鋼板から採取した試験片について、日本鉄鋼連盟規格（ＪＦＳ  Ｔ１００１（１９９６））に準拠し、クリアランス：板厚の１２．５％にて、１０ｍｍφの穴を打抜き、かえりがダイ側になるように試験機にセットした後、６０°の円錐ポンチで成形することにより穴広げ率（λ）を測定した。λ（％）が、３０％以上を有するものを良好な伸びフランジ性を有する鋼板とした。【００７９】
［鋼板組織］
鋼板のフェライト、マルテンサイトの体積分率は、鋼板の圧延方向に平行な板厚断面を研磨後、３％ナイタールで腐食し、ＳＥＭ（走査型電子顕微鏡）を用いて２０００倍、５０００倍の倍率で観察し、ポイントカウント法（ＡＳＴＭ  Ｅ５６２−８３（１９８８）に準拠）により、面積率を測定し、その面積率の値を体積分率の値とした。フェライト、マルテンサイトの平均結晶粒径は、Ｍｅｄｉａ  Ｃｙｂｅｒｎｅｔｉｃｓ社のＩｍａｇｅ−Ｐｒｏを用いて、鋼板組織写真から、予め各々のフェライトおよびマルテンサイト結晶粒を識別しておいた写真を取り込むことでフェライト、マルテンサイト結晶粒の面積が算出可能であり、その円相当直径を算出し、各相ごとにそれらの値を平均して、フェライト、マルテンサイト結晶粒の平均結晶粒径を求めた。【００８０】
セメンタイトの粒径はＳＥＭ（走査型電子顕微鏡）およびＴＥＭ（透過型電子顕微鏡）を用いて５０００倍、１００００倍、２００００倍の倍率で観察し、フェライトとマルテンサイト同様に、Ｉｍａｇｅ−Ｐｒｏを用いて、その円相当直径を算出することで粒径を求めた。
粒径０．１μｍ以上のセメンタイト粒子の１００μｍ２あたりの個数は、ＳＥＭ（走査型電子顕微鏡）およびＴＥＭ（透過型電子顕微鏡）を用いて５０００倍、１００００倍、２００００倍の倍率で観察し、１０箇所の平均個数を求めた。【００８１】
残留オーステナイトの体積分率は、鋼板を板厚方向の１／４面まで研磨し、この板厚１／４面の回折Ｘ線強度により求めた。ＭｏのＫα線を線源として、加速電圧５０ｋｅＶにて、Ｘ線回折法（装置：Ｒｉｇａｋｕ社製ＲＩＮＴ２２００）によって、鉄のフェライトの｛２００｝面、｛２１１｝面、｛２２０｝面と、オーステナイトの｛２００｝面、｛２２０｝面、｛３１１｝面のＸ線回折線の積分強度を測定し、これらの測定値を用いて、「Ｘ線回折ハンドブック」（２０００年）理学電機株式会社、ｐ．２６、６２−６４に記載の計算式から残留オーステナイトの体積分率を求めた。【００８２】
また、ＳＥＭ（走査型電子顕微鏡）、ＴＥＭ（透過型電子顕微鏡）、ＦＥ−ＳＥＭ（電界放出型走査電子顕微鏡）により鋼板組織を観察し、フェライト、残留オーステナイト、マルテンサイト以外の鋼組織の種類を決定した。【００８３】
上記のようにして得た、引張特性、穴広げ率、セメンタイト粒子の平均個数および鋼板組織の結果を表３に示す。表３に示す結果から、本発明例は何れもフェライトが平均結晶粒径３μｍ以下かつ体積分率５％以下、残留オーステナイトが体積分率１０〜２０％、マルテンサイトが平均結晶粒径４μｍ以下かつ体積分率２０％以下、残部にベイナイト及び／又は焼戻しマルテンサイトを含む複合組織を有し、さらに鋼板断面内に粒径０．１μｍ以上のセメンタイト粒子が、１００μｍ２当り３０個以上であることがわかる。このような本発明例の鋼板は、１１８０ＭＰａ以上の引張強さと、７５％以上の降伏比を確保しつつ、且つ、１７％以上の伸びと３０％以上の穴広げ率という良好な加工性が得られている。一方、比較例は、鋼板組織が本発明範囲を満足せず、その結果、引張強さ、降伏比、伸び、穴広げ率の少なくとも１つの特性が劣る。【００８４】
【表１】
2015115059.tif 000002
【００８５】
【表２】
2015115059.tif 000003
【００８６】
【表３】
2015115059.tif 000004
【国際調査報告】
2015115059.tif 000005
2015115059.tif 000006