WO2008108044A1 - 高張力冷延鋼板およびその製造方法 - Google Patents

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Tadashi Inoue
Takamasa Kawai
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Definitions

  • the present invention relates to a high strength steel sheet excellent in galling prevention proper ties, particularly a geometric shape of the steel sheet surface.
  • the present invention relates to a high-tensile cold-rolled steel sheet having a tensile strength (TS) 3 of 40 MPa or more, and a manufacturing method thereof.
  • TS tensile strength
  • Cold-rolled steel sheets are generally formed into a desired shape by press forming or the like, and are widely used as automobile parts or household appliance parts. At this time, if a large number of cold-rolled steel sheets are continuously pressed, die galling occurs due to an increase in sliding resistance caused by metal transfer between the mold and the cold-rolled steel sheets. It may cause mold breakage or fracture in press-forming. In particular, high-strength steel sheets, which have been used for weight reduction in recent years, have a high contact pres sure between the stamping tool s and the steel sheet during press forming. Therefore, mold galling is likely to occur.
  • the method for controlling the geometric shape of the steel sheet surface has been studied in various ways because it does not impair the original formability of the steel sheet and does not require an additional manufacturing process.
  • Japanese Unexamined 2 163 3 44 Patent Document 1
  • the convex portion area rate of the steel sheet surface is 20 to 60% per Chikarattotsu portion
  • a method of controlling the average area (avarage area) to 2 ⁇ 10 4 to 10 5 ( ⁇ m 2 ) is disclosed.
  • Patent Document 2 A method is disclosed in which the surface roughness SRa is controlled by SRa ⁇ (32.4 / YS [kgf / mm 2 ]) -1 according to the yield stress (YS).
  • JP-A-5-26U01 Patent Document 3
  • JP-A-6-218403 Patent Document 4
  • JP-A-6-87001 Patent Document 5
  • JP-A-6-87002 Patent Document 6
  • JP-A-6-87003 Patent Document 7
  • JP-A-6-91305 Patent Document 8
  • JP-A-6-116745 Dented area Depth is 0.5 ⁇ of plate thickness: L0%
  • total volume of recess is 0.8 X 10 6 ⁇ 3 or more per 1 mm 2 of steel plate surface
  • total area of recess is 0.2 ⁇ 2 or more
  • these A method for variously controlling the arrangement of the recesses is disclosed.
  • Patent Document 10 Japanese Patent Laid-Open No. 9-29304 describes a flat area having an average roughness Ra of 0.2 to 0.4 ⁇ m to a recess having a depth of 10 to 30 ⁇ . Further, a method is disclosed in which the area of each recess is 0.0001 to 0.01 mm 2 and the recess area ratio is controlled to 5 to 30%. A method for controlling the geometric shape of the steel sheet surface has also been proposed for the purpose of distinctness after painting. For example, Japanese Patent Laid-Open No.
  • Patent Document 11 states that the flatness P of the surface protrusion is 0 to 0.2, and the average maximum profile vallay depth Rv Discloses a method for controlling the value to 0.1 xm or more.
  • the average waviness (a lightning age ⁇ iness) Wca and the average roughness Ra are each 0 ⁇ 6 ⁇ m J ⁇
  • a 10-point average roughness (ten point height of irregularites) A method is disclosed in which the flat portion of Rz ⁇ 3 ⁇ m or less is set to 20 to 803 ⁇ 4, and the closest distance between the concave portions having a depth of 2 ⁇ m or more is controlled to 10 to 200 / m.
  • the average waviness of the steel sheet surface is 0.6 ⁇ m or less, the punch surface has a 10-point average roughness of 10 jLi m or more, and the aie surface is semi-uniform.
  • the average roughness Ra of the steel sheet surface is controlled to 0.8; z: n or less, the maximum roughness Rmax is controlled to 4.0 / Zm or less, and Rv / Rmax is controlled to 0.7 or less.
  • Patent Document I 5 Japanese Patent Laid-Open No. 10-24301
  • Rv maximum profile valley depth
  • Patent Document 16 Disclosure of the invention
  • Patent Documents 1 to 9 are intended for mild steel sheets, and are high-strength steel sheets in which the contact pressure between the mold and the steel sheets increases during press forming, especially tensile strength of 340 MPa or more.
  • the contact pressure between the mold and the steel sheets increases during press forming, especially tensile strength of 340 MPa or more.
  • An object of the present invention is to provide a high-tensile cold-rolled steel sheet having a tensile strength of 340 MPa or more, and a method for producing the same, which can reliably suppress the occurrence of die squeeze even when continuous press forming is performed.
  • the above objective is to create a swell curve with a roughness profile.
  • filtered waviness curve; divergence from force (deviation ⁇ ) force consists of a flat part with a force of S ⁇ 2 ⁇ m or less and a concave part with a maximum depth from the filtered waviness curve of 10m to 50xm ( having a geometric shape on the surface, the average area of the recesses is more than 0.01 mm 2 and 0.2 mm 2 or less, and the area ratio of the recesses is 5% or more and less than 20%. Achieved by excellent high tension cold-rolled steel sheet.
  • the high-tensile cold-rolled steel sheet according to the present invention is a method for producing a high-tensile cold-rolled steel sheet, comprising a step of cold-rolling a steel sheet after hot rolling and a step of annealing the steel sheet after cold-rolling.
  • the core profile roughness is the maximum profile peak height Rp is 10 / zm or more and 50 / xm or less.
  • the high-tensile cold-rolled steel sheet of the present invention is also a method for producing a high-tensile cold-rolled steel sheet, comprising a step of cold-rolling a steel sheet after hot rolling and a step of annealing the steel sheet after cold-rolling.
  • Fig. 1 is a schematic diagram of a cross-sectional curve and a filtered waviness curve on the steel sheet surface.
  • FIG. 2 is a schematic diagram for explaining a method for measuring the centerline peak height Rp. -.
  • FIG. 3 is a schematic diagram for explaining a method for measuring the core depth roughness Rk.
  • FIG. 4 is a diagram showing an example of the measurement result (relationship between color tone and depth) using a scanning electron microscope with a 3-dimensional surface texture analyzer.
  • Die galling resistance in press forming can be improved by holding lubricant in the recesses on the surface of the steel sheet to prevent adhesion between the mold and the steel sheet.
  • the amount of micro plastic deformation during press forming of the steel sheet surface is small compared to soft steel sheets, and the contact surface pressure with the mold is significantly higher than that of soft steel sheets. If the surface geometry is the same as that of conventional soft steel plates, the resistance to mold galling cannot be improved.
  • the present inventors have found that the deviation of the roughness profile curve from the filtered waviness curve is ⁇ 2 ⁇ m or less and the maximum depth from the waviness curve is 10 ⁇ m or more and 50 jtz m or less. of having a surface geometry provided with a recess, the average area of the recesses 0.01 2 than 0. 2 mm 2 or less, the area ratio of the recesses by 5% or more is less than 20% geometric shape of the surface For example, it was found that the occurrence of die galling can be reliably suppressed in a high-tensile cold-rolled steel sheet. The details will be described below.
  • the amount of lubricating oil retained on the surface of the steel sheet in press forming (hereinafter referred to as “lubricating holding abicity”) is determined by the sealing property of the lubricating oil by the steel sheet and the mold. Depends on the volume of the recesses on the steel sheet surface.
  • the sealing performance of the lubricating oil by the steel plate and the mold depends on the presence and state of the flat portion on the steel plate surface.
  • the flat part is determined by the degree of deviation from the center line.
  • filtered waviness curve is a curve obtained by removing the short-period component of the profile curve, JIS B0601, conforming to B0610-1987, is determined by the cutlet-off value 0. 8 mm or 2. 5 mm.
  • the wavelength and amplitude of the filtering waviness curve are not particularly limited, but are preferably about 10 to about 10 mOz and 10 / Zm or less, respectively.
  • the concave portion is also defined based on the filtered waviness curve. That is, another factor that determines the amount of oil retention: the volume of the recess 5 (see Fig. 1) is determined by the maximum depth from the waviness curve (the depth of the recess) and the area of the recess.
  • the maximum depth is less than m, sufficient oil retention cannot be obtained, and if it exceeds 50 / m, the recess becomes the starting point of cracking during molding, so the maximum depth from the waviness curve is 10 ⁇ m. More than 50/2 m is necessary. Also, no sufficient coercive oil amount is obtained by the average area of the recesses 0. O lmm 2 below, when more than 0. 2 mm 2, even in a high-tensile steel plate, sealing of the lubricating oil by adhesion of the steel sheet and the mold As a result, the sufficient oil retention amount cannot be obtained, so the average area of the recesses must be greater than O. Olnmi 2 and 0.2 mm 2 or less.
  • the average area of the recesses is the average area of the surface including the waviness curve cut by the recessed part.
  • the average area of the recesses is preferably set to 0. 01 2 mni 2 or more, 0. 020m m 2 or more and the child is more desirable.
  • the recesses of the above-described shape In order to improve mold galling resistance, it is necessary to make the recesses of the above-described shape exist at a certain area ratio. If the area ratio of the recesses is less than 5%, a sufficient oil retention amount cannot be obtained, and if it is 20% or more, the sealing performance of the lubricating oil in the recesses decreases and a sufficient oil retention amount cannot be obtained.
  • the area ratio should be 5% or more and less than 20%.
  • a recess with a maximum depth of more than 2/1 m and less than ⁇ ⁇ does not have the effect of improving the above-mentioned mold galling resistance. If the rate exceeds 20%, the maximum depth: 10 / zm or more and 50 / Zm or less The oil retaining effect of the heel part may be impaired, so the maximum depth exceeds 2 / Zm and 10 / zm. It is desirable that the area ratio of the recesses less than 20% or less.
  • the steel sheet surface can be effectively retained while maintaining high roughness. Can be designed to ensure.
  • the example of a preferable high tension steel plate is shown below. The above surface geometry is particularly effective when applied to a steel sheet having a force S that is generally applicable to high-strength steel sheets and the following composition and mechanical properties.
  • the C content is preferably 0.2% or less.
  • the Si content is 0.1 ⁇ % or more. Further, when the Si content is 0.15% or more, the mold galling resistance can be further improved. This is thought to be because the Si oxide selectively oxidized on the steel sheet surface during the annealing process following cold rolling suppresses adhesion between the steel sheet and the press die. In order to further enhance this effect, the Si content is desirably 0.6% or more. On the other hand, in order to ensure a very good chemical conversion treatment, the Si content is preferably 2.0% or less.
  • the Mn content is preferably 2.5% or less.
  • Al is an element often used as a deoxidizing element.
  • the deoxidation effect is saturated in the region exceeding 0.1%, it is preferably 0.1% or less from the viewpoint of the addition cost.
  • N is an impurity element and is removed during the steelmaking process.
  • the N content is 0.005% or less.
  • the balance is preferably made of inevitable impurities and Fe.
  • Ti, Nb, and V 0.01 ° / 0 or more and 0.1% or less, respectively Ti, Nb, and V have the effect of increasing the tensile strength by precipitation of carbides. In order to utilize this effect, it is preferable to contain each 0.01% or more. On the other hand, if each exceeds 0.1%, the effect is saturated and the cost increases.
  • Cr and Mo are quenching strengthening elements, and in order to utilize their effects, it is preferable to contain 0.1% or more of each. On the other hand, from the viewpoint of imparting excellent press formability by securing extremely good elongation, it is preferable to set each at 1 ° / 0 or less.
  • Cu and Ni are solid solution and precipitation strengthening elements, and in order to utilize their effects, it is preferable to contain 0.1% or more respectively. On the other hand, from the viewpoint of imparting excellent press formability by ensuring extremely good stretch, it is preferable that each be 1% or less.
  • TS Tensile strength: Preferably 590MPa or more and 1500MPa or less
  • the surface geometry of the present invention can be applied without problems to high-strength cold-rolled steel sheets with a TS of 340 MPa or higher. Thus, it is possible to obtain a remarkable type galling improvement effect.
  • TS is most preferably set to 780 MPa or more, and a good mold galling improvement effect that could not be achieved conventionally can be obtained. This is considered to be because the geometric shape, which is a feature of the present invention, can be stably maintained by molding with a high surface pressure by increasing the material strength.
  • TS: 590MPa or more is desirable and 780MPa or more is desirable in order to fully meet the needs of increased structural strength and weight reduction of machine structural parts such as automobiles that have been required in recent years. Is more desirable.
  • TS ISOOMPa or less.
  • a copper ingot is produced, and then hot rolling and cold rolling are performed.
  • the composition of the steel ingot is preferably as described above. After that, annealing is performed, but after annealing, it is desirable to perform tempering by quenching or other rapid cooling. Annealing is performed by box annealing or continuous annealing.
  • the heat treatment temperature you Yopi time in the annealing 10 ⁇ 5 00sec at 750 ⁇ 890 ° C in the case of a continuous annealing furnace, in the case of box annealing furnace at 650 ⁇ 750 ° C:! Preferable to be ⁇ 30hr.
  • the heat treatment method is preferably continuous annealing, and the cooling rate from the heat treatment temperature to 300 ° C or lower is preferably -100 ° C / sec or higher.
  • the atmosphere gas in the annealing process is 3 to 15 volumes, mainly nitrogen. It contains / 0 hydrogen and has a dew point of -20 ° C or lower. This is because the oxygen potential of the atmosphere is appropriate and high-melting point oxides such as Si and A1 (when included in the above ranges) are generated on the surface of the steel sheet. This is to suppress the adhesion of the material. It is desirable to remove low-melting point oxides such as Mn and Fe with hydrochloric acid or sulfuric acid after heat treatment.
  • the pickling time is preferably about 5 to 60 seconds. This is because, in press molding, This is to suppress adhesion of the steel sheet surface with the low melting point oxide.
  • the effect of the high melting point oxide such as Si and A1 is further improved.
  • the pickling bath temperature is preferably about 40 to 90 ° C. Even after surface treatment such as hot dip galvanization, electrogalvanization, or Ni flash plating, the effect of the geometrical shape of the steel sheet surface, which is a feature of the present invention, does not change. However, it will not be possible to maximize the effect of suppressing adhesion by controlling the oxide on the steel sheet surface.
  • the high-tensile cold-rolled steel sheet according to the present invention is manufactured by hot-rolling a steel having a composition according to strength as described above, followed by cold-rolling and annealing, or during cold-rolling or Annealing (can include a rapid cooling process) During subsequent temper rolling, a work roll having a desired surface geometric shape is used to adjust the rolling reduction and elongation rate, thereby giving the above-mentioned geometric shape to the steel sheet surface. it can.
  • a geometrical shape work roll having a surface centerline peak height Rp of 10 ⁇ m to 50 ⁇ m and a core depth roughness Rk of 10/2 m or more is used.
  • the temper rolling is at a rate of 5% or more, rolling is performed at an elongation rate of 0.10% or more.
  • the work roll having the geometric shape on the surface is referred to as a surface adjustment work roll.
  • Rp is measured as schematically shown in FIG. 2 in accordance with IS04287 / 1.
  • a roughness curve 6 (roughnes s prof ile: a curve obtained by removing surface waviness components longer than a predetermined wave length (0.8 mm) from a cross-sectional curve with a phase-compensated high-pass filter: JIS B060 to 1982)
  • Select the standard length (evaluation length: JIS B0601-1982) (2.5 mm) and remove it (X in Fig. 2 is the measurement direction and Z is the height).
  • the distance between the center line 7 of the roughness curve 6 and the straight line passing through the height (highest point) of the highest peak 8 in the selected range and parallel to the center line 7 is Rp.
  • R p is an essential index for imparting a geometric shape to the steel sheet surface. If Rp is less than 10 ⁇ m, the necessary geometric shape cannot be imparted to the steel sheet surface. On the other hand, when Rp exceeds 50 m, the depth of the concave portion on the steel sheet surface becomes too large, and the mold galling resistance deteriorates. Rp is 50 / zm If exceeded, the life of the work roll will be shortened. On the other hand, Rk is measured as shown schematically in Fig. 3 (similar to IS013565) according to German standard DIN4776-1990. That is, the fraction for each height is calculated from the roughness curve 9 obtained by applying special filtering (Gaussian filtering) (left side of Fig.
  • the curve (load curve 10) of the integrated value (actual component rate) is obtained (right side of Fig. 3: horizontal component is actual component rate and vertical axis is height (cutting level)). From the load curve 10, an area having a width of 40% is selected (not shown) where the slope of the straight line connecting the two ends of the load curve in the area is minimum. Further, the straight line in this region is defined as a minimum inclined straight line 11. Let a and b be the intersection of the minimum slope line 11 and the line with the actual component rate of 0% and 100%, and let Rk be the difference in height between a and b.
  • Rk is an essential index for controlling the roll life. When Rk is less than ⁇ . ⁇ m, the work roll life is shortened and the necessary geometric shape cannot be stably imparted to the steel sheet surface. Rk is preferably 30 / Zm or less.
  • the average roughness Ra of the workpiece mouth surface that satisfies the above conditions is approximately 3 to 10 m. However, this is not a sufficient condition for achieving the object of the present invention, and Rp and Rk as described above are not satisfied. Adjustment is required.
  • the geometric shape of the surface adjustment work roll surface can be imparted, for example, by subjecting the roll surface to electrical discharge machining. In electrical discharge machining, it is desirable that machining current and energization time are about 3 to 10 A and 10 to 200 pS, respectively, as machining conditions.
  • the surface geometry of the work roll is measured using Surfcom (TM) 570A manufactured by TOKYO SEIMITSU CO., LTD. Rp, Rk, Ra Calculated based on the manual.
  • each pass must be at least one pass when using a reverse rolling mill (reverse type cold-rol ling mill).
  • a reverse rolling mill reverse type cold-rol ling mill
  • more than one stand is used for the surface.
  • Roll with a reduction rate of 5% or more using a work roll for adjustment If the rolling reduction in one pass or one stand is less than 5%, it is difficult to give the necessary geometric shape to the steel plate surface.
  • the rolling reduction ratio in one pass or one stand using the surface adjustment work roll is set to 10% or more, the effect of improving the galling resistance due to the provision of the geometric shape becomes particularly large. 10% or more is desirable.
  • the last one pass or more, or the last one stand or more using the work roll for surface adjustment, particularly 5% or more, preferably in the final pass or the final stand. It is desirable to roll at a rolling reduction of 10% or more.
  • the steel sheet after being cold-rolled using the work roll for surface adjustment is preferably annealed under the above-mentioned suitable conditions. After annealing, normal temper rolling with an elongation of 0.1 to 3.0% can be performed as it is or after surface treatment such as hot dip galvanizing, electro galvanizing, or flash flash plating.
  • the elongation is set to 0.10% or more. If the elongation is less than 0 ⁇ 10%, it is difficult to give the necessary geometric shape to the steel sheet surface. From the viewpoint of securing the elongation of the steel sheet, the elongation rate is preferably 2% or less.
  • temper rolling In temper rolling, the necessary geometric shape can be imparted to the steel sheet surface at a lower elongation (rolling rate) than in cold rolling.
  • the processing strain is released because the steel sheet is annealed, which makes it easy to This is because geometric shapes can be added.
  • Steel plates No. 1 to 15 and 41 to 52 after the annealing with a thickness of 1.2 dragon manufactured in the laboratory were prepared.
  • the composition of steel plate Nos. 1 to 15 is as follows: C: 0.06 to 0.15%, Si: 0.6 to 1.5%, Mn: 1.2 to 2.3%, A1: 0.03 to 08%, N: 0.0045% or less, Ti: 0 (not added) Caro) varied between 0.04%, the annealing conditions are 7 80 ⁇ 870 ° C X60 ⁇ 400sec, 5 ⁇ 7 ° /. After annealing in a gas atmosphere with H 2 + balance N 2 and dew point of -30 ° C, it was cooled to 30 ° C / sec at 300 to 2000 ° C / sec.
  • steel plates No. 47 and 48 were pickled with hydrochloric acid for about 30 seconds to obtain steel plates No. 51 and 52, respectively.
  • the elongation rate Temper rolling was performed at 0.10% to 1.0%.
  • Steel plate Nos. 7, 9, 11 ⁇ : 15, 41 ⁇ 43, 46, 49, 50 have workpieces with Rp of 5 m or more and 80 / im or less and Rk of 5 m or more and m or less.
  • the temper rolling was performed at an elongation of 0.10% to 5.0%.
  • a JIS No. 5 test piece was taken in a direction perpendicular to the rolling and subjected to a tensile test, and the yield strength YS, tensile strength TS, and elongation El were measured.
  • the surface of the steel sheet after temper rolling was observed using a scanning electron microscope with a surface three-dimensional shape measurement function, and based on the results, the maximum shape from the geometric shape of the steel sheet surface, that is, the filtered waviness curve, was obtained. The depth, the average area of the recesses, and the area ratio of the recesses were measured.
  • FIG. 4 illustrates the surface information obtained by the scanning electron microscope.
  • 12 is a flat part and 13 is an HO part.
  • Ra and Rmax were measured in accordance with JISB0601 from the result of the observation with the scanning electron microscope. Furthermore, Rv was measured using Tokyo Seimitsu Surfcom (TM) 570A. Here, Rv is defined as the distance (.m) between the deepest valley and the center line within the measured length of the cross-section curve, as in Patent Document 14.
  • the tensile strength is 590 MPa or more (other than No. 10)
  • it can slide 20 times or more even under Condition C, and particularly good galling resistance is obtained.
  • the condition withstand C even on the sliding number of more than 50 times be very excellent galling resistance can be obtained I understand.
  • the effect of improving the mold squeezability cannot be obtained even when the surface geometric shape of the present invention is applied.
  • the effect of improving mold squeezing with mild steel sheets is rather the average area of the recesses.
  • the range is smaller than that of the present application, the effect is still not obtained under high surface pressure conditions. This is considered to be because the geometric shape, which is a feature of the present invention, cannot be stably maintained under high surface pressure molding because of low material strength. Another possible cause is that the Si content is low and the surface oxide with a low melting point is insufficient.
  • hot-rolled steel sheets having the composition shown in Table 3 were prepared.
  • the hot-rolled steel sheet was subjected to cold rolling by reverse rolling under the condition that the final pass was performed at the rolling reduction shown in Table 3 with the surface adjustment work roll having Rp and Rk shown in Table 3.
  • annealing was performed under the conditions shown in Table 4, and temper rolling with an elongation of 0.05% or more and 0.7% or less was performed.
  • steel sheets Nos. 16 to 26 and 61 having a thickness of 1.2 mm were produced.
  • Ra, Rp, and Rk of the work roll used in the temper rolling other than the final pass of cold rolling are 0 ⁇ 5 to 3.0 ⁇ m N 2 to 8 / zm and 3 to 5 zm, respectively. .
  • steel plate No. 18 was pickled with sulfuric acid for about 30 seconds to obtain steel plate No. 62.
  • the obtained steel sheet was examined in the same manner as in Example 1 for the tensile property value, the geometric shape of the steel sheet surface, and the resistance to mold galling.
  • the total rolling length of the rolled material (steel plate) until the Rp of the work roll decreased to lO / x m was measured and used as an evaluation index of the roll life. If the roll life is 50 km, it can be judged that the surface processing cost (repair frequency) of the work roll is equivalent to the conventional case.
  • steel plates Nos. 27 to 37 and 71 to 77 with a thickness of 1.2 mni prepared by annealing under the conditions shown in Table 5 were prepared. Then, the surface treatment shown in Table 6 was performed. Steel plate No. 73 is annealed and Steel plate No. 3 1 is hydrochloric acid. Steel plate No. 74, which was pickled (about 30 seconds), was obtained by electroplating steel plate No. 31.
  • the C content is less than the above preferred amount, but if it is this level, the strength is secured by rapid cooling at 1000 ° C./s or more, and good mold galling resistance is obtained. Can do.
  • No. 34 adopted a box annealing cycle, and since rapid cooling was not possible after annealing, the strength decreased slightly and the number of sliding operations under Condition C could not be raised to the maximum level.
  • Steel Plate No. 77 obtained steel plates with almost the same tensile properties and surface geometry using the same temper rolling roll as Steel Plate No. 27, but Steel Plate No. 77 has a large Si addition amount. The number of occurrences of galling under condition C was improved, and almost the highest level of galling resistance was achieved.
  • the present invention it is possible to produce a cold-tensed cold-rolled steel sheet having a tensile strength of 340 MPa or more that can reliably suppress the occurrence of die squeeze even if continuous press forming is performed. If the high-tensile cold-rolled steel sheet of the present invention is used, there will be no damage to the mold or defective molding during press forming, and cold rolling and adjustment for producing the high-tensile cold-rolled steel sheet of the present invention will not occur. The life of the quality rolling roll can be extended. It should be noted that the effect of the present invention is more remarkable in a high-tensile cold-rolled steel sheet of 780 MPa or more.

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Abstract

高張力冷延鋼板において、表面の幾何学形状を、粗さ断面曲線のろ波うねり曲線からの乖離が±2μｍ以下の平坦部と、ろ波うねり曲線からの最大深さが10μｍ以上50μｍ以下の凹部とからなり、凹部の平均面積が0.01mm２超え0.2mm２以下、凹部の面積率が5%以上20%未満となるよう制御することにより、連続してプレス成形を行っても、型かじりの発生を確実に抑制できる引張強度340MPa以上の高張力冷延鋼板を得る。

Description

高張力冷延鋼板およびその製造方法 技術分野
本発明は、 耐型かじり性 （gall ing prevention properti es) に優れた髙 張力冷延鋼板 （high strength steel sheet) , 特に、 鋼板表面の幾何学形状 明
( surface texture) を制御することにより耐型かじり性の向上が図られる 引張強度（TS) 340MPa以上の高張力冷延鋼板、 およびその製造方法に関する。
書
背景技術
冷延鋼板は、 一般に、 プレス成形 （press forming) などにより所望の形 状に成形され、 自動車部品や家電部品 （electri c appliance parts) などと して広く用いられている。 このとき、大量の冷延鋼板を連続してプレス成形 を行うと、 金型と冷延鋼板との凝着 （metal transfer) に起因する摺動抵抗 ( friction) の増加によって型かじりが発生し、 金型の破損や成形不良 (fracture in press-forming) などを引き起こす場合がある。 とりわけ、 近年、 部品軽量化 （weight reduction) のためにその使用量が増大している 高張力鋼板では、 プレス成形時に金型 （stamping tool s) と鋼板の接触面圧 ( contact pres sure) が高くなるため、 型かじりが発生しやすくなる。 そこ で、 型かじりの発生を抑制するため、 鋼板や金型の材質を制御する方法、 鋼 板表面の幾何学形状を制御する方法、鋼板表面の酸化膜を制御する方法、潤 滑油の粘度を最適化する方法、 鋼板表面を加工硬化 （work hardening) させ る方法などが提案されている。
なかでも、鋼板表面の幾何学形状を制御する方法は、鋼板本来の成形性を 損なわず、 また、 付加的な製造工程を必要としないため、 様々な検討が行わ れている。 例えば、 特開平 2- 163344号公報 （特許文献 1 ) には、 鋼板表面 の凸部面積率 ( fract ion of swel l ing area) を 20〜60%とし、 力っ凸部 1 個当たりの平均面積 （avarage area) を 2 X 104〜 105 ( μ m 2 )に制御する方 法が開示されている。 特開平 2-163345号公報 （特許文献 2 ) には、 鋼板の 表面粗さ （ surface roughness ) SRaを降伏応力 （YS) に応 じて SRa≥ (32.4/YS [kgf/mm 2 ]) -1. 1で制御する方法が開示されている。 特開平 5 - 26U01号公報 （特許文献 3)、 特開平 6- 218403号公報 （特許文献 4)、 特開 平 6- 87001号公報 （特許文献 5)、 特開平 6- 87002号公報 （特許文献 6)、 特開 平 6- 87003号公報 （特許文献 7)、 特開平 6- 91305号公報 （特許文献 8 ) およ ぴ特開平 6- 116745号公報（特許文献 9 )には、鋼板表面の回部（dented area) 深さを板厚の 0.5〜： L0%、 凹部の合計体積を鋼板表面 1 mm2当たり 0.8 X 106 μ πι 3以上、 凹部合計面積を 0.2匪2以上とし、 さらにこれら凹部の配置を 種々に制御する方法が開示されている。 特開平 9-29304号公報 （特許文献 10) には、 平均粗さ （average roughness) Raが 0.2〜 0· 4 μ mの平坦部 （flat area) から、 深さが 10〜 30 μ πιの凹部を設け、 さらに個々の凹部の面積を 0.0001〜0.01mm2とし、 凹部面積率を 5〜30%に制御する方法が開示されて いる。 また、 塗装後鮮映性 （distinctness) を目的として、 鋼板表面の幾何学形 状を制御する方法も提案されている。 例えば、 特開昭 63-111156号公報 （特 許文献 11) には、 表面凸部の平坦度 （flatness) Pを 0〜0.2とし、 中心面平 均谷 r¾さ (average maximum profile vallay depth) Rvを 0. 1 x m以上に制 御する方法が開示されている。 特開平 6- 91303号公報（特許文献 12)には、 鋼板表面の平均うねり （a雷 age丽 iness) Wca、 平均粗さ Raをそれぞれ 0· 6 μ m J^A 10点平均粗さ (ten point height of irregularites) Rz^ 3 μ m 以下の平坦部を 20〜80¾とし、深さ 2 μ m以上の凹部の最近接間隔を 10〜200 / m.に制御する方法が開示されている。 特開平 6 - 210364号公報（特許文献 13) には、鋼板表面の平均うねりを 0.6μ m以下、 ポンチ面 （punch surface) 10点平均粗さを 10 jLi m以上、 タイス (aie surface) 半均； ¾さ Ra ^ 0. μ m 以上とし、 かつ平坦部面積率を 40%以上に制御する方法が開示されている。 特開平 9-118918号公報 （特許文献 14) には、 鋼板表面の平均粗さ Raを 0.8 ;z ： n以下、 最大粗さ Rmaxを 4.0/Z m以下、 Rv/Rmaxを 0.7以下に制御する方法が 開示されている (Rv： maximum profile valley depth) 0 特開平 10- 24301 号公報（特許文献 I5) には、最大粗さ Rmaxを 4.0μ m以下、かつ Rv/Rmaxを 0.6 以上に制御する方法が開示されている。 なお、 後述の実施例で述べる型かじり性の評価に際しては、 特開 2005_240148号公報 （特許文献 16) に記載された装置等を採用した。 発明の開示
〔発明が解決しようとする課題〕
しかしながら、 特許文献 1〜 9に記載の方法は、 軟質鋼板 （mild steel sheet) を対象としており、 プレス成形時に金型と鋼板の接触面圧が高くな る高張力鋼板、 特に、 引張強度 340MPa以上の高張力冷延鋼板に適用すると、 必ずしも型かじり:の発生を抑制することができない。 また、 特許文献 10 ~15に記載の方法によっても、接触面圧が高くなる同様な高張力鋼板に対し ては、 型かじりの発生を効果的に抑制することができない。
本発明は、連続してプレス成形を行っても、型かじりの発生を確実に抑制 できる引張強度 340MPa以上の高張力冷延鋼板、およびその製造方法を提供す ることを目的とする。
〔課題を解決するための手段〕
上記目的は、 粗さ断面曲線 （roughness profile) のろ波うねり 曲線
(filtered waviness curve; 力 らの乖離■ (deviation^) 力 S± 2 ^ m以下の平 坦部と、ろ波うねり曲線からの最大深さが 10 m以上 50 X m以下の凹部とか らなる（comprising)幾何学形状を表面に有し、前記凹部の平均面積が 0.01mm 2超え 0.2mm2以下、前記凹部の面積率が 5 %以上 20%未満であることを特徴 とする耐型かじり性に優れた髙張力冷延鋼板により達成される。
本発明の高張力冷延鋼板は、熱間圧延後の鋼板を冷間圧延する工程と、冷 間圧延後の鋼板を焼鈍する工程とを有する高張力冷延鋼板の製造方法であ つて、 前記冷間圧延工程において、 表面の中心線山高さ （maximum profile peak height ) Rpが 10 /z m 以上 50 /x m以 下 で 、 中 核深 さ 粗 さ
(DIN:Kernrauhtiefe) Rk力 S 10 /z m以上であるワークロール (work roll) を 用いて圧下率 （rolling reduction) 5 %以上の冷間圧延を行うことを特徴 とする耐型かじり性に優れた高張力冷延鋼板の製造方法により製造できる。 本発明の高張力冷延鋼板はまた、熱間圧延後の鋼板を冷間圧延する工程と、 冷間圧延後の鋼板を焼鈍する工程とを有する高張力冷延鋼板の製造方法に おいて、前記焼鈍工程の後に、表面の中心線山高さ Rpが 10μ m以上 50 m以 下で、 中核深さ粗さ Rkが 10 ί πι以上であるワークロールを用いて伸長率 (elongation) 0. 10%以上の調質圧延 （temper rolling) を行うことを特徴 とする耐型かじり性に優れた高張力冷延鋼板の製造方法により製造できる。 図面の簡単な説明
図 1は、 鋼板表面の断面曲線およびろ波うねり曲線の模式図である。
図 2は、 中心線山高さ Rpの測定方法を説明する模式図である。 -.
図 3は、 中核深さ粗さ Rkの測定方法を説明する模式図である。
図 4は、 表面 3次元开$状測定機能 （ 3 - dimensional surface texture analyzer) 付の走査型電子顕微鏡を用いた測定結果の一例（色調と深さの関 係）を示す図である。
〔符号の説明〕
1 ： 断面曲線
2 ： ろ波うねり曲線
3 ： (ろ波うねり曲線 + 2 m) を示す曲線
4 ： (ろ波うねり曲線一 2 /X m) を示す曲線
5 ： 凹部 （断面）
6 ：粗さ曲線
7 ：粗さ曲線の中心線
8 ：粗さ曲線における基準長さ内の最高の山
9 ： 特殊フィルタ処理後の粗さ曲線
1 0 ：負荷曲線
1 1 ：最小傾斜直線
1 2 ：平坦部 （ S EM像）
1 3 ： 四部 （S EM像） 発明を実施するための最良の形態
(高張力冷延鋼板）
(表面の幾何学形状）
プレス成形における耐型かじり性は、鋼板表面の凹部に潤滑油を保持して、 金型と鋼板の凝着を防止することにより向上できる。 しかしながら、高張力 冷延鋼板では、鋼板表面のプレス成形時におけるミクロな塑性変形量が軟質 鋼板に比較すると小さく、 また、金型との接触面圧が軟質鋼板に比べて著し く高くなるので、 これまでの軟質鋼板.と同様な表面の幾何学形状にしては、 耐型かじり性の向上が図れない。
しかし、本発明者等は、粗さ断面曲線のろ波うねり曲線からの乖離が ± 2 μ m以下の平坦部と、ろ波うねり曲線からの最大深さが 10 μ m以上 50 jtz m以 下の凹部を備えた幾何学形状の表面を有し、 凹部の平均面積が 0. 01 2超え 0. 2mm 2以下、 凹部の面積率が 5 %以上 20 %未満である幾何学形状の表面と すれば、高張力冷延鋼板において型かじりの発生を確実に抑制できることを 見出した。 以下に、 その詳細を説明する。
1 ) 粗さ断面曲線のろ波うねり曲線からの乖離が土 2 μ m以下の平坦部 の存在
プレス成形において鋼板表面に保持される潤滑油の量 （以下、 保油量 ( lubricant hol ding abi l ity) と呼ぶ。） は、 鋼板と金型による潤滑油の密 封性 （seal ing property) と鋼板表面の凹部の体積に依存する。 鋼板と金型 による潤滑油の密封性は、鋼板表面の平坦部の有無や状態に依存する。 平 坦部は一般に中心線からの乖離の程度により判.断される力 S、本発明者らの得 た知見によれば、型から受ける面圧の大きい髙張力鋼板では、平坦部を一般 的な定義ではなく、 ろ波うねり曲線を基準として評価することが好ましい。 すなわち、 図 1 (横方向は測定方向、 縦方向は高さ方向に該当する） に示す ように、鋼板表面の断面曲線 1において粗さ断面曲線のろ波うねり曲線 2力 らの乖離が ± 2 / mとなるところ （すなわち、 断面 線 1が 「ろ波うねり曲 線 + 2 /i m」 を示す曲線 3と 「ろ波うねり曲線一 2 μ πι」 を示す曲線 4との 間に収まる領域） が存在すれば、 その部分を平坦部として取り扱うことがで き、 潤滑油の密封性を確保できる。 ここで、 ろ波うねり曲線は、 断面曲線の 短周期成分を除去した曲線であり、 JIS B0601、 B0610-1987に準拠し、 カツ トオフ値 0. 8mmまたは2. 5mmで測定される。
ろ波うねり曲線の波長および振幅はとくに限定されないが、 それぞれ 10 〜： lOOm m程度、 10 /Z m以下が好ましい。
2 ) ろ波うねり曲線からの最大深さが 10 m以上 50 /i m以下の凹部の存 在、 凹部の平均面積： 0. 01mm2超え 0. 2mm2以下
本発明においては凹部も、ろ波うねり曲線に基づき定義される。すなわち、 保油量を決めるもう一つの因子である:凹部 5 (図 1参照） の体積は、 ろ波う ねり曲線からの最大深さ（凹部の深さ）と凹部の面積で決まる
このとき、最大深さが m未満では十分な保油量が得られず、 50 / mを 超えると成形時に凹部が亀裂の起点になるので、ろ波うねり曲線からの最大 深さは 10 μ m以上 50 /2 m以下とする必要がある。 また、 凹部の平均面積が 0. O lmm 2以下では十分な保油量が得られず、 0. 2mm2を超えると、 高張力鋼板 においても、鋼板と金型の密着による潤滑油の密封性が低下して十分な保油 量が得られなくなるので、 凹部の平均面積は O. Olnmi2超え 0. 2mm2以下とする 必要がある。 なお、 ここでいう凹部の平均面積とは、 凹んだ部分により切り 取られた、 ろ波うねり曲線を含む面の平均面積のことである。 なお、 凹部の 平均面積は 0. 012mni 2以上とすることが望ましく、 0. 020m m 2以上とするこ とがさらに望ましい。
3 ) 凹部の面積率： 5 %以上 20%未満
耐型かじり性の向上には、上記した形状の凹部をある程度の面積率で存在 させる必要がある。 凹部の面積率が 5 %未満では十分な保油量が得られず、 20 %以上では凹部での潤滑油の密封性が低下して十分な保油量が得られな くなるので、 凹部の面積率は 5 %以上 20%未満とする必要がある。
なお、 最大深さが 2 /1 mを超え、 ΙΟ μ πι未満の凹部は上記の耐型かじり性向 上の効果を有しないので、平坦部に準じるものとして取り扱うが、 この面積 率が 20%を超えると最大深さ：10 /z m以上 50 /Z m以下囬部の囬部の保油効果を 損なう場合があるので、 最大深さが 2 /Z mを超え、 10 /z m未満の凹部の面積率 は 20%以下であることが望ましい。
以上のようにろ波うねり曲線を基準として平坦度およぴ凹部（深さ、面積、 分布） を適正な範囲に設定することにより、 鋼板表面を高粗度としつつ、 効 果的に保有量を確保するよう設計することができる。 なお、好ましい高張力鋼板の例を以下に示す。上記の表面幾何学的形状は 高張力鋼板一般に適用可能である力 S、以下の組成およぴ機械的特性を有する 鋼板に適用した場合、 とりわけ優れた効果を発揮する。
(化学成分） （以下質量％で表す）
• C ： 0. 05%以上 0. 2%以下
高張力冷延鋼板として十分な引張強さを得るためには、 Cの含有量を 0. 05 %以上とすることが極めて効果的である。 他方、極めて良好なスポッ ト 溶接性を確保するためには、 Cの含有量を 0. 2 %以下とすることが好ましい。
• Si： 0. 15 %以上 2. 0 %以下
高張力冷延鋼板として十分な引張強さを得るためには、 Siの含有量を 0. 1δ %以上とすることが極めて効果的である。 また、 Siの含有量を 0. 15%以 上とすることで、耐型かじり性をさらに格段に改善することができる。 これ は冷延に続く焼鈍工程において鋼板表面で選択酸化された Si酸化物が鋼板 とプレス金型との凝着を抑制するためと考えられる。この効果をさらに高め るためには、 Siの含有量は 0. 6%以上であることが望ましい。 他方、 極めて良 好な化成処理性を確保するためには、 Siの含有量を 2. 0 %以下とすることが 好ましい。
• Mn： 0. 9%以上 2. 5 %以下
高張力冷延鋼板と して十分な引張強さを得るためには、 Mnの含有量を 0. 9 %以上とすることが極めて効果的である。 他方、 極めて良好な伸ぴを確 保することにより優れたプレス成形性を付与する観点からは、 Mnの含有量 2. 5%以下とすることが好ましい。
• A1： 0. 01 %以上 0. 1 %以下 Alは脱酸元素として利用されることの多い元素である。脱酸を目的とする 場合は、 A1を 0. 01%以上含有させることが好ましい。 他方、 0. 1 %を超える 領域では脱酸効果が飽和するので、 添加コス トの観点からは 0. 1 %以下とす ることが好ましい。
• N ： 0. 005%以下
通常の髙張力冷延鋼板においては、 Nは不純物元素で製鋼工程において除 去される。 とくに、極めて良好な伸ぴを確保することにより優れたプレス成 形性を付与する観点からは、 Nの含有量を 0. 005 %以下とすることが好まし い。
残部は不可避的不純物と Feよりなることが好ましい。
以下の元素は任意に選択して添加することができる。 '.
• Ti，Nb, Vのうち 1種または 2種以上： それぞれ 0. 01°/0以上 0. 1%以下 Ti，Nb， Vは炭化物の析出により引張強さを上昇させる効果がある。該効果 を利用するには、 それぞれ 0. 01 %以上含有させることが好ましい。 他方、 そ れぞれ 0. 1 %を超えると効果が飽和するばかり 、 コスト増加となる。
• Cr, Moのうち 1種または 2種： それぞれ 1 %以上 1 %以下
Cr，Moは焼入れ強化元素で、その効果を利用するにはそれぞれ 0. 1 %以上含 有させることが好ましい。他方、極めて良好な伸びを確保することにより優 れたプレス成形性を付与する観点からは、それぞれ 1 °/0以下とすることが好 ましい。
• Cu，Niのうち 1種または 2種： それぞれ 0.；!〜 1 %
Cu，Niは固溶および析出強化元素で、 その効果を利用するにはそれぞれ 0. 1 %以上含有させることが好ましい。 他方、 極めて良好な伸ぴを確保する ことにより優れたプレス成形性を付与する観点からは、それぞれ 1 %以下と することが好ましい。
(機械的特性）
•引張強さ（TS) ：好ましくは 590MPa以上 1500MPa以下
本発明の表面の幾何学形状は、 TS： 340MPa以上の髙張力冷延鋼板に問題な く適用することができるが、 とくに TS： OMPa以上の髙張力冷延鋼板におい. て、 顕著な型かじり改善効果を得ることができる。 さらに TS：は 780MPa以上 とすることが最も好ましく、従来達成できなかった良好な型かじり改善効果 を得ることができる。 この理由として、 材料強度が高くなることで、 本発明 の特徴である幾何学形状を高面圧の成形化で安定して保つことができるた めと考えられる。
また、用途の観点からも、近年求められる自動車など機械構造部品の部材 強度上昇おょぴ軽量化のニーズに十分答えるためには、 TS : 590MPa以上とす ることが望ましく、 780MPa以上とすることがさらに望ましい。
なお、 優れた伸ぴゃ溶接性を確保する観点からは TS： ISOOMPa以下とする ことが好ましい。
(製造方法）
(好適な製造条件）
以下、 本発明の高張力鋼板の好適な製造方法を述べる
銅塊を铸造し、その後熱間圧延および冷間圧延を行う。鋼塊の組成は上記 したのものが好ましい。 その後、 焼鈍を行うが、 焼鈍後は焼入れ等の急冷 による強化処理を行うことが望ましい。 焼鈍は箱焼鈍または連続焼鈍にて 行う。
焼鈍における熱処理温度おょぴ時間は、連続焼鈍炉の場合は 750〜890°Cで 10~ 500sec、箱焼鈍炉の場合は 650〜750°Cで：!〜 30hrとすることが好ましい。 引張強さ 590MPa以上の高い強度を達成するためには、熱処理方法は連続焼鈍 であることが望ましく、 上記熱処理温度から 300°C以下までの冷却速度は -100°C /sec以上が望ましい。
焼鈍工程における雰囲気ガスは、窒素を主体として、 3〜15体積。 /0の水素 を含有し、 露点- 20°C以下であることが望ましい。 これは、 雰囲気の酸素ポ テンシャルを適正として、鋼板の表面に Siや A1など （それぞれ上記範囲で含 有する場合） の高融点の酸化物を生成させ、 プレス成形において、 プレス金 型と鋼板表面との凝着を抑制する めである。 熱処理後、塩酸または硫酸で Mnや Feなどの低融点酸化物を除去することが望ましい。酸洗時間（浸漬時間） は 5〜 6 0秒程度が望ましい。 これは、 プレス成形において、 プレス金型と 鋼板表面の低融点酸化物との凝着とを抑制するためである。このような除去 作業により、'前記 Si、 A1等の高融点酸化物の効果はさらに向上する。 なお、 酸洗浴温度は通常の 40〜90°C程度とするのが好適である。 溶融亜鉛めつき、 電気亜鉛めつき、 Niフラッシュめっきなどの表面処理後 を実施しても、本発明の特徴である、鋼板表面の幾何学形状の効果は変わら ない。ただし、鋼板表面の酸化物制御による凝着抑制効果を最大限発揮する ことはできなくなる。
(鋼板表面の幾何学形状の付与方法）
本発明の高張力冷延鋼板は、上記のように強度に応じた^^組成の鋼を熱 間圧延後、 冷間圧延、 焼鈍することによって製造されるが、 冷間圧延時、 あ るいは焼鈍 （急冷処理を含み得る） 後の調質圧延時に、 所望の表面の幾何学 形状を有するワークロールを用い、 圧下率や伸長率を調整することにより、 上記した幾何学形状を鋼板表面に付与できる。
すなわち、表面の中心線山高さ Rpが 10 μ m以上 50 μ m以下で、 中核深さ粗 さ Rkが 10 /2 m以上である幾何学形状のワークロールを用い、冷間圧延の場合 は圧下率 5 %以上で、 調質圧延の場合は伸長率 0. 10%以上で圧延する。 上記 幾何学形状を表面に有するワークロールを、表面調整用ワークロールと呼ぶ ものとする。
ここで、 Rpは、 IS04287/1に準拠して、 図 2に模式的に示すように測定さ れる。 すなわち、 粗さ曲線 6 (roughnes s prof ile： 断面曲線から所定の波 長 （0. 8mm) より長い表面うねり成分を、 位相補償形高域フィルタで除去し た曲線： JIS B060ト 1982)カ ら基準長さ ( evaluation length : JIS B0601-1982) (2. 5mm)を選んで抜き取る（図. 2中の Xは測定方向、 Zは高さを表す）。 粗 さ曲線 6の中心線 7と、 選択範囲内で最高の山 8の高さ （最高点） を通り前 記中心線 7に平行な直線との間隔が Rpである。 R pは鋼板表面に幾何学形 状を付与するための本質的な指標であり、Rpが 10 μ m未満では鋼板表面に必 要な幾何学形状を付与できない。他方、 Rpが 50 mを超えると鋼板表面の凹 部の深さが大きくなりすぎて、耐型かじり性が劣化する。 また Rpが 50 /z mを 超えるとワークロールの寿命 短くなる。 一方、 Rkは、 ドイツ規格 DIN4776- 1990に準拠して、 図 3に模式的に示すよ うに測定される （IS013565に類似）。 すなわち、 特殊フィルタ処理 （ガウシ アンフィルタ処理） を施して得られた粗さ曲線 9 (図 3左側：横軸は測定方 向、 縦軸は高さ） から、 高さ毎の分率を計算し、 その積算値 （実績成分率） の曲線（負荷曲線 10) を得る （図 3右側：横軸が実績成分率、縦軸は高さ （切 断レベル ： Cutt ing level) )。 負荷曲線 10より、 40%の幅を持つ領域であつ て、その領域における負荷曲線の两端をつなぐ直線の傾きが最小となる領域 を選択する （図示せず）。 また、 この領域における前記直線を最小傾斜直線 11とする。 最小傾斜直線 11と実績成分率 0 %および 100%の線との交点を a および bとし、 a と bの高さの差を Rkとする。
Rkはロール寿命を制御するための本質的な指標であり、Rkが ΙΟ.μ m未満で はワークロールの寿命が短くなり、安定して鋼板表面に必要な幾何学形状を 付与できない。 なお、 Rkは 30 /Z m以下とすることが好ましい。
上記条件を満たすワーク口ール表面の平均粗さ Raは概ね 3〜10 mとなる が、 これは本発明の目的を達成する上での十分条件とはならず、上記のよう な Rpと Rkの調整が必要となる。 なお、表面調整用ワークロール表面の幾何学 形状は、例えばロール表面を放電加工することにより付与できる。放電加工 に際しては、 加工条件として、 加工電流、 通電時間をそれぞれ、 3〜10A、 10 〜200pS程度とすることが望ましい。 なお、 ワークロールの表面の幾何学形状の測定は、 （株）東京精密 （TOKYO SEIMITSU CO. , LTD. ) 製のサーフコム（TM) 570Aを用いて行い、 Rp、 Rk、 Ra についても同製品のマニュアルに基づき算出した。 前記の表面調整用ワークロールを用い、冷間圧延時に鋼板表面 必要な幾 何学形状を付与する場合はそれぞれ、 リバース圧延機 （reverse type cold-rol ling mil l) を用いる場合は 1パス以上を、 また、 タンデム圧延機 (tandem cold-roll ing mi l l) を用いる場合は 1スタンド以上を、 前記表面 調整用ワークロールを用いた圧下率 5 %以上の圧延とする。 1パスまたは 1 スタンドにおける圧下率が 5 %未満では鋼板表面に必要な幾何学形状を付 与することが難しい。 なお、前記表面調整用ワークロールを用いた 1パスま たは 1スタンドにおける圧下率を 10 %以上にすると幾何学形状の付与によ る耐型かじり性改善効果が特に大きくなるので、圧下率は 10 %以上が望まし い。
なお、冷間圧延に際してはとくに最後の 1パス以上あるいは最後の 1スタ ンド以上を、前記表面調整用ワークロールを用いて圧延することが望ましく とくに最終パスあるいは最終スタンドにおいて、上記 5 %以上、好ましくは 10%以上の圧下率で圧延することが望ましい。 前記表面調整用ワークロールを用いて冷間圧延した後の鋼板は、好ましく は前記の好適条件で焼鈍を施す。 燒鈍後は、 そのまま、 あるいは溶融亜鉛め つき、電気亜鉛めつき、 Νίフラッシュめっきなどの表面処理後に、伸長率 0. 1 〜3. 0%の通常の調質圧延を行うこともできる。 これは、 鋼板表面に本発明 の幾何学形状を付与した場合、主として平坦部が加工される通常の調質圧延 では鋼板表面の幾何学形状への影響が極めて少ないためである。 このとき、 鋼板表面の幾何学形状への影響をさらに軽微にするためには、調質圧延のヮ 一クロールの平均表面粗さ Raは 2 /x m以下とすることが望ましい。
一方、焼鈍した後に前記の表面調整用ワークロールを用いて調質圧延する ことにより、 鋼板表面に必要な幾何学形状を付与する場合は、 伸長率を 0. 10 %以上とする。 0 · 10 %未満の伸長率では鋼板表面に必要な幾何学形状を 付与することが難しい。 なお、 鋼板の伸ぴ確保の観点から、 伸長率は 2 % 以下とすることが好ましい。
なお、 調質圧延では、 冷間圧延に比べ、 低い伸長率 （圧下率） で鋼板表面 に必要な幾何学形状を付与できる。 調質圧延の場合は、鋼板に冷間圧延ひ ずみが蓄積した状態で幾何学形状を付与する冷間圧延とは異なり、鋼板が焼 鈍されているため加工ひずみが開放されており、容易に幾何学形状を付与で きるからである。 ここで、 幾何学的形状を好適に付与できるよう加工ひずみ を開放し、 かつ強度を確保するには、上記焼鈍条件を採用することがとくに 好ましい。
〔実施例〕
(実施例 1 )
実験室で製造した板厚 1.2龍の焼鈍後の鋼板 No.1〜15およぴ 41〜52を準備 した。 鋼板 No.1〜15の組成は、 C : 0.06〜0.15%、 Si： 0.6〜 1.5%、 Mn： 1.2~2.3%、 A1： 0.03〜 08%, N: 0.0045%以下、 Ti： 0 (無添カロ） 〜0.04% の範囲で変化させ、 焼鈍条件は 780〜870°C X60〜400sec、 5〜7°/。H2+残部 N 2、 露点約- 30°Cのガス雰囲気で焼鈍後、 30〜2000°C/secで 300で以下まで冷 却した。
また鋼板 No.41〜45ίこおレヽてま、 C ： 0.02% Si : 0.02%, Mn： 0.2%, A1： 0.05%、 N： 0.0030%の組成とし、 焼鈍は 800。C X120sec、 5〜7%H2+残部 N2、 露点約- 30°Cのガス雰囲気で焼鈍後、 約 30°C /secで 300°C以下まで冷却した。 さらに鋼板 No.46〜50においては、 C ： 0.15%、 Si： 0.7%、 Mn： 1.9%、 A1： 0.03%、 N： 0.0030%の組成とし、 焼鈍 860。C X300sec、 5〜 70/12+残部 N2、 露点約- 30°Cのガス雰囲気で焼鈍後、約 2000°C /secで 300 以下まで冷却した。 とくに鋼板 No.46~49では 部平均面積以外の幾何学形状をできるだけ一定 とした。
焼鈍後、 鋼板 No.47, 48を、 塩酸で約 30sec酸洗し、 それぞれ鋼板 No.51, 52 とした。
鋼板 No.1〜6、 8、 10、 44、 45、 47、 48には、 Rpが m以上 50 μ m以下で Rk が 10μ m以上 30/z m以下のワーク口ールを用いて、 伸長率 0.10%以上 1.0% 以下で調質圧延を施した。 また、 鋼板 No.7、 9、 11〜： 15、 41〜43、 46、 49、 50には、 Rpが 5 m以上 80/i m以下で、 Rkが 5 m以上 m以下のワーク口 ールを用いて伸長率 0.10%以上 5.0%以下で調質圧延を施した。
調質圧延後、 JIS 5号試験片を圧延と直角方向に採取して引張試験を行い、 降伏強度 YS、 引張強度 TS、 伸び Elを測定した。 また、 表面 3次元形状測定機 能付の走査型電子顕微鏡を用いて調質圧延後の鋼板表面を観察し、その結果 を基に、 鋼板表面の幾何学形状、 すなわちろ波うねり曲線からの最大深さ、 凹部の平均面積、 凹部の面積率を測定した。 さらに、 凹部以外の平坦部中、 ろ波うねり曲線からの乖離が ± 2 /X mの領域が大部分である（乖離が 2 m 超え 10 m未満の領域が 1 0 °/。以下。 ただし鋼板 No. 9、 13、 15においては 乖離が 2 μ m超え.10 m未満でかつ凹部を形成していない領域が 1 0 %以 下。） ことを確認した。 前記走查型電子顕微鏡にて得られる表面の情報を図 4に例示する。 図 4中 12は平坦部、 13は HO部である。
また、前記走査型電子顕微鏡観察の結果より JISB0601に準拠して Ra、 Rmax を測定した。 さらに、 （株）東京精密 サーフコム（TM) 570Aを用いて Rvを測定 した。 ここで Rvは特許文献 14と同様、 断面曲線の測定長さ内における最深の 谷と中心線との距離 （. m ) と定義した。
特許文献 16に開示されている平板摺動装置と同形状の SKD11製の金型を用 い、 面圧 15kgf/mm2 (条件 A :軟鋼板におけるプレス条件に対応）、 30kgf/mm 2 (条件 B：高張力鋼板におけるプレス条件に対応） および 50kgf/mm 2 (条件 C：高張力鋼板におけるプレス条件に対応） で荷重を加え、 摺動距離 lOOinm でかじりが発生するまでの摺動回数を測定して、 耐型かじり性を評価した。 なお、 条件 Bにて摺動回数が 50回を'超えると、 実機プレス成形で、 実質的に 成形不良が発生しないと判断できるが、より格段に厳しい条件 Cにおいてか じり発生までの摺動回数が多い方が、金型材質や潤滑条件にかかわらず安定 して良好な耐型かじり特性を有するので、 より好ましい。 結果を表 1およぴ表 2に示す。 本発明例である鋼板 No. 1〜6、 8、 10、 47、 48、 51、 52では、 鋼板表面の幾何学形状が本発明範囲内であり、 かじり発生 までの摺動回数が条件 Bで 50回を超え、優れた耐型かじり性を有することが わかる。
とくに、 引張強度が 590MPa以上の場合 （No. 10以外）、 条件 Cでも 20回以上 摺動可能であり、 とりわけ良好な耐かじり性が得られる。 さらに、 表面酸化 物の効果を強化するために酸洗を施すと （Νο· 51、 52) , 条件 Cでも 50回以上 の摺動回数に耐え、 極めて優れた耐かじり性が得られることが分かる。 なお、 鋼板 No. 41 ~ 45の結果からわかるように、 TS < 340MPaの軟鋼板にお いては本発明の表面幾何学形状を適用しても型かじり性改善効果は得られ ない。 軟鋼板で型かじり性改善効果が得られるのは、むしろ凹部平均面積が 本願より小さい範囲であるが、高面圧条件ではやはり効果が得られない。 こ れは材料強度が低いため、本発明の特徴である幾何学形状を高面圧の成形下 で安定して保つことができないためと考えられる。また、 Si含有量が少なく、 髙融点の表面酸化物が不足していることも要因と考えられる。
表 1
引張特性値 鋼板表面の幾何学形状（1)
鋼板 No. 備考
YS (MPa) TS (MPa) El (%) Ra(/im) Rmax (um Rv( im)
1 847 1129 .2 8.7 45.5 40.6 発明例
2 787 1050 15.2 4.3 19.4 26.2 発明例
3 754 1005 15..9 6.0 29.8 40.2 発明例
4 901 1202 13.3 4.5 18.9 25.6 発明例
5 708 944 17.0 2.1 10.2 7.7 発明例
6 876 1168 13.7 8.5 60.0 53.8 発明例
7 901 1202 13.3 5.6 28.6 24.6 比較例
8 440 587 27.3 6.8 32.7 25.1 発明例
9 562 750 21.3 2.8 15.1 13.9 比較例
10 326 435 36.8 6.6 32.0 25.5 発明例
11 520 694 23.1 1.4 8.2 11.1 比較例
12 652 869 18.4 11.5 65.8 51.7 比較例
13 585 780 20.5 1.9 12.7 11.7 比較例
14 502 670 23.9 6.8 48.2 32.5 比較例
15 879 1173 13.6 1.7 7.2 6.6 比較例
41 169 273 57.5 7.8 10.9 9.1 比較例
42 169 273 57.5 16.0 18.9 22.4 比較例
43 169 273 57.5 13.2 17.2 17.0 比較例
44 169 273 57.5 8.8 10.7 12.1 比較例
45 169 273 57.5 17.9 24.5 20.6 比較例
46 1050 1252 10.1 10.3 13.9 14.3 比較例
47 1050 1252 10.1 8.5 10.0 10.5 発明例
48 1050 1252 10.1 13.0 16.3 18.1 発明例
49 1050 1252 10.1 11.4 13.0 15.3 比較例
50 1050 1252 10.1 10.8 13.3 12.6 比較例
51 1050 1252 10.1 8.5 10.0 10.5 発明例
52 1050 1252 10.1 13.0 16.3 18.1 発明例 表 2
Figure imgf000018_0001
(実施例 2 )
実験室で、表 3に示す成分組成を有する熱延鋼板を用意した。該熱延鋼板 に表 3に示す Rp、 Rkを有する表面調整用ワークロールで、表 3に示す圧下率 で最終パスを行う条件で、 リバース圧延により冷間圧延を施した。 その後、 表 4に示す条件で焼鈍を行い、 伸長率 0. 05%以上 0. 7%以下の調質圧延を行 つて、 板厚 1.2mmの鋼板 No.16〜26、 61を作製した。 冷間圧延の最終パス以 外、 およぴ調質圧延で用いたワークロールの Ra、 Rp、 Rkはそれぞれ 0· 5〜3.0 μ mN 2~8/z m、 3〜5 z mであつ 7こ。
焼鈍後、 鋼板 No.18を硫酸で約 30sec酸洗し、 鋼板 No.62とした。
得られた鋼板に対し、 '実施例 1 と同様にして、 引張特性値、 鋼板表面の幾 何学形状、 耐型かじり性を調査した。 また、 ワークロールの Rpが lO/x mまで 低下するまでの被圧延材 （鋼板） の総圧延長を測り、 ロール寿命の評価指標 とした。 なお、 ロール寿命が 50kmであれば、 ワークロールの表面加工コス ト (補修頻度） が従来の場合と同等であると判断できる。
結果を表 4およぴ表 5に示す。 本発明例である鋼板 No.16〜18、 22〜24、 26、 62では、 鋼板表面の幾何学形状が本発明範囲内であり、 条件 Bにおける かじり発生までの摺動回数が 50回を超えて優れた耐型かじり性を有してお り、総圧延長 ' 'が 50km以上でロール寿命も従来と同等以上であることがわかる なお、 凹部以外の平坦部の状態は実施例 1 と同様であった。
表 3
\匕学成分 （mass%) 冷間圧延条件
鋼板 最終 /、°スロ最終 Λ'スロ最終/、'スロ最終ハ'ス
No. 備考
G Si Mn Al N その他 ールの -ルの Rp —ルの Rk の圧下
Ra(jUm) (jt/m) (Jtim) 率 00
16 0.07 0.47 0.98 0.06 0.004 - 3.3 24.7 10.1 23.0 発明例
17 0.15 0.65 1.33 0.06 0.003 0.02Ti 4.3 25.9 15.4 9.5 発明例
18 0.14 1.48 0.65 0.01 0.005 0.5Cr 4.7 28.0 19.2 24.1 発明例
19 0.13 1.11 1.63 0.05 0.002 ― 3.2 9.2 13.0 21.8 比較例
20 0.15 0.10 1.29 0.01 0.003 一 7.4 44.3 16.4 3.9 比較例
21 0.05 1.12 1.52 0.02 0.002 - 5.6 33.7 7.1 22.9 比較例
22 0.08 0.94 0.88 0.02 0.003 0.3Mo 4.8 34.0 19.1 17.7 発明例
23 0.11 0.95 1.21 0.07 0.004 0.015Nb 3.4 20.6 12.8 14.7 発明例
24 0.05 0.57 1.47 0.03 0.003 - 3.7 22.1 14.4 13.6 発明例
25 0.14 0.49 0.87 0.05 0.005 一 9.1 54.8 17.0 20.2 比較例
26 0.05 0.31 1.71 0.01 0.005 一 9.2 36.9 21.5 21.7 発明例
61 0.002 0.01 0.12 0.03 0.003 0.06ΤΪ 5.3 30.1 12.0 18.5 比較例
62 0.14 1.48 0.65 0.01 0.005 0.5Cr 4.7 28.0 19.2 24.1 発明例 表 4
Figure imgf000020_0001
表 5
Figure imgf000020_0002
(実施例 3)
実験室で、表 5に示す成分組成を有し、表 5に示す条件で焼鈍を行って製 造した板厚 1.2mniの鋼板 No.27〜37、 71~77を用意し、一部の鋼板ではさらに 表 6に示す表面処理を行った。 なお、 鋼板 No.73は焼鈍後、 鋼板 No.31を塩酸 酸洗 （約 30秒） したもの、 鋼板 No. 74は、 鋼板 No. 31を電気亜鉛めつきしたも のである。
' 各鋼板には表 6に示す調質圧延条件で調質圧延を施した。 そして、実施例 2と同様にして、 引張特性値、 鋼板表面の幾何学形状、 耐型かじり性、 ロー ル寿命を調査.した。
結果を表 7に示す。 本発明例である鋼板 No. 27、 28、 31、 32、 35〜37、 71 〜75、 77では、 鋼板表面の幾何学形状が本発明範囲内であり、 条件 Bにおけ るかじり発生までの摺動回数が 50回を超えて優れた耐型かじり性を有して おり、総圧延長が 75km以上でロール寿命も従来と同等以上であることがわか る。
なお、 No. 32は C含有量が前記の好適な量よりは少ないが、 この程度であ れば 1000°C /s以上の急冷により強度を確保し、良好な耐型かじり性を得るこ とができる。 また、 No. 34は箱焼鈍サイクルを採用し、 焼鈍後に急冷却がで きないため、やや強度が低下し、条件 Cの摺動回数を最高レベルに上げるこ とはできなかった。 さらに、 鋼板 No. 77は、 鋼板 No. 27と同じ調質圧延ロール を用いて、 ほぼ同じ引張特性、 表面幾何学形状の鋼板を得たが、 鋼板 No. 77 は Si添加量が髙いため、 条件 Cにおけるかじり発生回数が向上し、 ほぼ最高 レベルの耐かじり特性を達成できた。
なお、 囬部以外の平坦部の状態は実施例 1 と同様であった。
表 6
匕学成分 （mass¾) 焼鈍条件
鋼板
時間 冷却速度 表面処理
No. 備考
C Si Mn Al N その他.
(。c) (sec) (。C/sec)
27 0.05 0.17 0.97 0.07 0.003 0.065ΤΪ 792 243 〉1000 - 発明例
28 0.10 0.57 1.69 0.03 0.003 0.15G「 764 257 25 - 発明例
29 0.09 0.38 1.70 0.06 0.005 - 839 288 〉1000 一 比較例
30 0.08 0.78 1.58 0.03 0.003 - 780 65 >1000 - 比較例
31 0.15 1.39 1.38 0.01 0.004 一 763 165 〉1000 一 発明例
32 0.03 0.40 1.36 0.04 0.004 一 806 81 >1000 - 発明例
33 0.08 0.17 0.89 0.03 0.004 - 841 334 15 一 比較例
34 0.14 1.29 1.79 0.06 0.004 - 780 166 >1000 一 比較例
35 0.09 0.16 1.91 0.02 0.005 - 720 3hr 20°c/hr - 発明例
36 0.07 0.17 1.06 0.02 0.003 0.1Mo 816 407 500 - 発明例
37 0.06 1.46 1.27 0.06 0.005 0.045Nb 857 109 120 - 発明例
71 0.08 0.45 1.65 0.04 0.004 0.05V 781 230 >1000 - 発明例
0.3Cu,
72 0.14 1.25 1.54 0.02 0.003 830 250 >1000 - 発明例 0.15Ni
フ 3 0.15 1.39 1.38 0.01 0.004 - 763 165 >1000 塩酸酸洗 発明例
74 0.15 1.39 1.38 0.01 0.004 - 763 165 〉1000 電気亜鉛 キ 発明例 合金化溶融
75 0.09 0.21 2.45 0.07 0.004 - 810 60 30 発明例 亜鉛メツキ
0.02Ti,
76 0.001 0.05 0.12 0.04 0.002 845 115 30 一 比較例 0.02Nb
77 0.06 0.75 0.97 0.07 0.003 0.06Ti 830 165 〉1000 一 発明例
表 7
Figure imgf000023_0001
表 8
鋼板表面の幾何学形状 かじり発生回数
鋼板 ロ-ル寿命
凹部最大深 凹部平均 凹部面積 条件 A 条件 B 条件。 備考
No. (km)
さ（ um) ra 率 (tt. 15kgf/ 30kgf/ 50kgf/mm2
27 14.3 0.025 12.8 >50 >50 24 139 発明例
28 18.6 0.055 14.8 >50 >50 8 75 発明例
29 8.9 0.015 14.6 12 5 1 65 比較例
30 4.2 0.008 3.2 6 1 1 90 比較例
31 12.9 0.020 8.5 >50 >50 36 108 発明例
32 19.5 0.065 11.5 〉50 >50 22 78 発明例
33 6.9 0.047 6.4 14 2 1 24 比較例
34 86.0 0.075 9.9 3 1 (破断） 1(破断） 16 比較例
35 44.3 0.158 7.3 >50 >50 4 75 発明例
36 23.2 0.067 7.9 >50 〉50 24 99 発明例
37 10.0 0.012 6.9 >50 〉50 43 88 発明例
71 13.3 0.023 6.3 >50 >50 27 81 発明例
72 12.5 0.042 11.4 >50 〉50 42 83 発明例
73 12.9 0.020 8.5 >50 〉50 >50 108 発明例
74 12.9 0.020 8.5 〉50 >50 23 108 発明例
75 32.5 0.254 14.2 >50 〉50 25 83 発明例
76 14.1 0.025 12.3 19 1 1 150 比較例
77 14.2 0.021 11.5 >50 >50 45 150 発明例 産業上の利用の可能性
本発明により、連続してプレス成形を行っても、型かじりの発生を確実に 抑制できる引張強度 340MPa以上の髙張力冷延鋼板を製造できるようになつ た。 本発明の高張力冷延鋼板を用いれば、 プレス成形時に金型の破損や成 形不良などが起こることはなく、 また、本発明の高張力冷延鋼板を製造する ための冷間圧延や調質圧延用ロールの長寿命化も可能になる。 なお、本発明 の効果は、 780MPa以上の高張力冷延鋼板において、 より顕著に発揮される。

Claims

請求の範囲
1. 粗さ断面曲線のろ波うねり曲線からの乖離が ± 2 /z m以下の平坦部 と、ろ波うねり曲線からの最大深さが 10 m以上 50μ m以下の凹部とからな る （comprising) 幾何学形状を表面に有し、
前記凹部の平均面積が 0.01mm2超え 0.2mm2以下、前記凹部の面積率が 5 % 以上 20%未満である高張力冷延鋼板。
2. 熱間圧延後の鋼板を冷間圧延する工程と、冷間圧延後の鋼板を焼鈍 する工程とを有する髙張力冷延鋼板の製造方法であって、
前記冷間圧延工程において、表面の中心線山高さ RPが 10 X m以上 50/Z m以 下で、 中核深さ粗さ Rkが 10/ m以上であるワークロールを用いて、 圧下率 5 %以上の冷間圧延を行う高張力冷延鋼板の製造方法。
3. 熱間圧延後の鋼板を冷間圧延する工程と、冷間圧延後の鋼板を焼鈍 する工程どを有する高張力冷延鋼板の製造方法において、
前記焼鈍工程の後に、 表面の中心線山髙さ Rpが 10 /z m以上 50μ m以下で、 中核深さ粗さ Rkが 以上であるワークロールを用いて、 伸長率 0.10%以 上の調質圧延を行う高張力冷延鋼板の製造方法。
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