>中的一种以上的织构，并且，所述阿尔法（α )-纤维织构优选为（〇〇1)〈11〇>、 (112)〈110>及（225)〈110>中的一种以上的织构。
[0075] 本发明的热乳钢板的微细组织以面积含量计，优选包含90%以上的铁素体。如果 铁素体相不足90%，则会因热乳钢板内的高的电势密度而导致加工性显著降低，从而在拉 拔加工时会产生加工裂纹（Crack)。
[0076] 本发明的热乳钢板除了包含铁素体以外，还可以包含部分析出的渗碳体。
[0077] 本发明的这种热乳钢板能够确保平均塑性应变比（r-bar)值在1. 3以上，并且塑 性各向异性（Ar)值在0. 15以下，并且作为具有40%以上的伸长率及2kgf/mm2以下的时 效指数的热乳钢板，加工性及抗时效性优异。
[0078] 此外，为了将本发明的热乳钢板制造成超薄钢板，优选将其厚度控制为0.8~ 2. 4mm〇
[0079] 下面，对根据本发明的一方面的热乳钢板的制造方法进行详细说明。
[0080] 根据本发明的热乳钢板可以通过将满足上述合金成分的钢材进行再加热-热 乳-收卷-除鳞处理工序来制得，下面，对各工序进行详细说明。
[0081] 再加热工序
[0082] 优选对满足上述成分组成的铝镇静钢材进行再加热，此时，再加热工序是为了顺 利地进行后续的热乳工序，并确保预期的目标物理性质而实施的，因此，为了达到上述目 的，优选在适当的温度范围内实施。
[0083] 在本发明中，对钢材进行再加热时，优选在尽量能够使初始奥氏体组织粗大化的 奥氏体单相区中进行。更具体地，优选在1100~1200°c的温度范围下对所述钢材进行再加 热。当所述再加热温度不足1100°c时，氮化铝（AlN)的析出会受到抑制，另一方面，当所述 再加热温度超过1200°C时，随着通过热乳辊（roll)之间的间隔增加，会引起晶粒的异常生 长，从而会降低产品加工性，并且因表面的氧化皮的增加而会使产生表面缺陷的可能性增 加。
[0084] 热乳工序
[0085] 对所述经过再加热的钢材进行热精乳，从而能够制造成热乳钢板。
[0086] 此时，热精乳优选在600°C~（Ar3转变点-50°C )的铁素体单相区进行。即，优选 在低温铁素体温度区进行热精乳。
[0087] 如上所述，当在铁素体温度区进行热乳时，在后续的冷却过程中，可确保在铁素体 区进行再结晶的微细组织。
[0088] 更优选地，所述热精乳优选在600~800°C下进行，如果热精乳温度低于600°C，则 虽然在确保加工性方面有利，但是在后续的收卷工序中难以确保收卷温度，从而会使热乳 的负荷增加而导致连续操作性显著降低的问题。另一方面，如果热精乳温度超过800°C，则 热乳步骤中的加工铁素体面积含量会降低，从而会使用于实现再结晶的驱动力降低而难以 确保加工性。
[0089] 在本发明中，尤其是在进行所述热精乳时，入口处的微细组织优选包含加工铁素 体、转变铁素体及奥氏体，此时，更优选包含以面积含量计为5~20%的所述加工铁素体，。
[0090] 如果所述加工铁素体的面积含量小于5%，则在热精乳出口处难以确保目标温度， 并且难以确保充分的加工性。另一方面，如果超过20%，则在进行热乳时，会使乳制负荷增 加而导致操作性显著降低。
[0091] 此外，为了提供具有与现有的冷乳钢板同等或其以上的加工性的热乳钢板，优选 形成丰满的如上所述的织构，即，形成丰满的伽马（Y )_纤维/阿尔法（α )_纤维织构，以 确保高的平均塑性应变比（r-bar)值及低的塑性各向异性（Ar)值，从而使加工后的变形 均匀而容易制造成想要的部件。
[0092] 如上所述，在本发明中，为了确保拉拔加工性，优选在进行热乳时进行润滑乳制， 此时，优选将乳辊（roll)和钢材的摩擦系数控制为0. 05~0. 20。
[0093] 如果所述乳辊和钢的摩擦系数小于0. 05,则在进行热乳时在钢的表面会产生滑 动现象，从而不能确保合适的乳制及表面特性，另一方面，如果所述辊和钢的摩擦系数超过 0. 20,则辊的疲劳特性会劣化，从而不仅会缩短寿命，而且会在钢板的表面上形成对加工性 不利的剪切带（Shear band)，导致产品的加工性降低。即，当摩擦系数超过0. 20时，在表面 会形成具有（112)〈110>成分的阿尔法（α)-纤维剪切织构（Shear-Texture)，从而在乳制 后会抑制对加工性有利的伽马（γ)-纤维织构的形成，因此，不能确保预期的目标拉拔加 工性。
[0094] 在本发明中，在控制所述乳辊和钢材的摩擦系数的同时，还通过控制各乳制步骤 的辊的压下力分布，从而能够更为有利地确保预期的目标拉拔加工性。热乳时的压下分布 与操作的作业性及钢的恢复，以及包括再结晶行为在内的钢的相面积含量也具有密切的关 系。
[0095] 更具体地，优选在整体机组中，将总压下率（Rt)与最后两道次压下率（Rf)的比值 (Rf/Rt)控制在 0· 2 ~0· 3。
[0096] 如果压下率的比值即（Rf/Rt)超过0.3,则后段辊（roll)的乳制负荷会增加，从 而难以确保预期目标厚度的热乳钢板，而且会存在产生厚度偏差的问题，如果压下率比值 (Rf/Rt)小于0. 2,则会降低用于再结晶的驱动力而导致难以形成预期的织构，从而会存在 难以确保拉拔加工性的问题。
[0097] 通过使用如上所述的热乳条件进行热精乳，能够确保在现有的热乳钢板中不能确 保的1. 3以上的平均塑性应变比（r-bar)值和0. 15以下的塑性各向异性（Δ r)值。
[0098] 冷却工序
[0099] 在所述热乳结束后，为了固溶元素的析出，可以进一步包括冷却过程。为了确保本 发明所预期的特性，优选在输出辊道（ROT =Run-Out-Table)中，以80~150°C /秒的冷却 速度进行冷却，从而得到合适的量的固溶元素。当所述冷却速度小于80°C /秒时，不能使钢 内固溶效果最优化，从而不能确保本发明所预期的抗时效性及加工性。另一方面，当以超过 150°C的冷却速度进行冷却时，虽然对后续的工序中固溶元素的析出有利，但是难以控制钢 的形状，从而会导致穿带性劣化。
[0100] 收卷工序
[0101] 可以在进行所述热乳或冷却后进行收卷，本发明中的所述收卷步骤是用于使所加 工的铁素体组织再结晶，以及使在热乳步骤中构建的织构进行重新排列的工序。因此，可以 通过将收卷工序最优化来确保预期的抗时效性及拉拔加工性。
[0102] 优选地，所述收卷优选在550~650 °C下进行。
[0103] 如果收卷时的收卷温度低于550°C，则会导致钢内固溶N的析出行为不充分，从而 会使最终热乳钢板的抗时效性降低，以及会因产生部分未再结晶晶粒而难以确保拉拔加工 性。另一方面，如果所述收卷温度超过650°C，则虽然有利于再结晶及材质的软化，但是会因 晶粒的异常生长而在加工材料的表面产生桔皮等形状的加工缺陷，如桔纹（Orange-peel) 缺陷等，因此会使拉拔性会降低。
[0104] 经过如上所述的收卷工序的本发明的热乳钢板包含再结晶率为90%以上的铁素 体相，此时，可以包含部分析出的渗碳体。这时，渗碳体的含量优选为〇. 1~0.8%。如果铁 素体的再结晶率小于90%，则会因热乳钢板内的高的电势密度而使加工性显著降低，从而 在进行拉拔加工时会产生加工裂纹。
[0105] 除鳞工序
[0106] 通常，为了去除热乳钢板表面的氧化层，将进行除鳞工序。对此，在本发明中，通过 赋予去除所述热乳钢板表面的氧化层的效果的同时，在热乳钢板的表面导入适当的压缩应 力，从而生成在电势密度中启动电势密度大幅度增加的铁素体晶粒，由此来减少因固溶元 素引起的电势的固着现象，因此为了提高材料的抗时效性而进行除鳞步骤
[0107] 为了实现上述目的，在本发明中优选利用喷丸法（Shot Blasting)等的机械性除 鳞方法来实施除鳞工序。
[0108] 更优选地，利用直径为0.05~0.15mm的喷丸（shot ball)来实施喷丸法。如果 所述喷丸的直径小于〇. 〇5mm，则会因热乳钢板表面层的机械性剥离效果小，从而难以确保 本发明中所预期的残留应力效果。另一方面，如果所述喷丸的直径超过〇. 15mm，则热乳钢板 表面的最大粗糙度会急剧上升，从而会成为加工时产生加工裂纹的因素。
[0109] 此外，优选将进行喷丸法时的喷射速度控制在25~65m/s。如果所述喷射速度低 于40m/s，则作用于热乳钢板表面层的喷丸的冲击压力小，从而难以确保预期的抗时效性及 加工性。另一方面，如果所述喷射速度超过65m/s，则随着表面硬化层的深度沿热乳钢板的 厚度方向形成10%以上时，会