KR100318213B1 - 높은 동적 변형 저항을 가진 고 강도 강 시트 및 그 제조 방법 - Google Patents

높은 동적 변형 저항을 가진 고 강도 강 시트 및 그 제조 방법 Download PDF

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Abstract

본 발명의 목적은 그들의 제조 방법뿐만 아니라, 충돌시 충격에너지를 흡수하는 자동차의 전방 측 부재로써 그런 부품으로 가공되고 형상지어지기 위해 사용될 강 재료로써, 높은 충격에너지 흡수 특성을 나타내는 고 강도 강 시트를 제공하는 것이다. 높은 충격에너지 흡수 특성을 나타내는 본 발명의 고 강도 강 시트는 동적 변형시 높은 유동 응력을 가진 고 강도 강 시트로, 그들의 최종 형상에서 강 시트의 미세조직은 페라이트 및/또는 베이나이트의 혼합으로 이루어진 복합 미세조직이고, 그들 중 하나는 주요 상이고, 및 제 3 상은 3%와 50% 사이의 부피 분율에서 잔류 오스테나이트를 포함하고, 여기에서 동등한 변형의 0% 보다 큰 및 10%로 같거나 이하의 예비-변형 후 5 x 102∼ 5 x 103(1/sec)의 변형 속도 범위에서 변형될 때 동등한 변형의 3∼10%의 범위에서 유동 응력의 평균 치 σdyn(MPa)은 예비 변형 없이 5 x 10-4∼ 5 x 10-3(1/sec)의 변형 속도 범위에서 측정된 것으로써 정적 인장 시험에서 최대 응력 TS(MPa)의 용어로 표현된 것으로써 σdyn ≥ 0.766 x TS + 250 부등식을 만족하고, 및 변형의 1%와 5% 사이의 가공 경화지수는 0.080 이상인 특징이 있다.

Description

높은 동적 변형 저항을 가진 고 강도 강 시트 및 그 제조 방법{HIGH-STRENGTH STEEL PLATE HAVING HIGH DYNAMIC DEFORMATION RESISTANCE AND METHOD OF MANUFACTURING THE SAME}
최근, 자동차 충돌로부터 승객들의 보호는 자동차에 대한 가장 중요한 일면으로써 인식되고 있고, 및 희망 사항은 우수한 고속 변형 저항을 나타내는 적절한 재료들을 증가하는데 있다. 예를 들면, 자동차의 전방 측 부재로 그러한 재료들을 적용하므로써, 전방의 충돌 에너지는 눌러 부숴진 재료로 흡수되고, 이와 같이 승객들에 대하여 충격을 완화시킨다.
충돌하자마자 자동차의 각 부분에 겪게되는 변형에 대한 변형율 속도가 약 103(1/s)에 달하기 때문에, 재료에 대한 상당한 충격 흡수 능력은 높은 변형율 속도 범위내에서 그의 동적 변형 특성으로 인식될 필요가 있다. 또한 그것이 자동차의 무게 감소뿐만 아니라, CO2배기 가스 감소 및 동시에 에너지 절약과 같은 그러한 요소들을 고려하는 것이 필수이기 때문에, 따라서 효율적인 고 강도 강 시트에 대한 요구가 증가하고 있다.
예를 들면, CAMP-ISIJ Vol. 9 (1996), pp. 1112 - 1115에서 본 발명가들은 고속 변형 특성 및 고 강도 얇은 강 시트의 충격에너지 흡수에 대하여 보고되어 있고, 및 상기 제품에서 그것은 약 103(1/s)의 높은 변형율 속도 범위에서 동적 강도는 10-3(1/s)의 낮은 변형율 속도에서 정적 강도에 비하여 두드러지게 증가되고 있는 것이 보고되어 있고, 변형 저항에 의존하는 변형율 속도는 재료에 대한 강화 기구를 바탕으로 변하고, 및 TRIP( 변형율이 감소된 가소성)강 시트 및 DP(페라이트/마르텐사이트의 이상(二相))강 시트는 다른 고 강도 강 시트에 비하여 우수한 성형성과 충격 흡수 특성을 가진다.
추가로, 일본 미심사 특허 공보 제 7-18372호에는, 우수한 충격 저항을 가진 잔류 오스테나이트 함유한 고 강도 강 시트 및 그들의 제조 방법을 제공하였고, 높아진 변형율 속도로 야기된 항복 강도를 증가시키므로써 간단하게 충격 흡수를 위한 해결책을 나타내고 있다.; 그러나, 상기에는 잔류 오스테나이트의 다른 양상이 충격 흡수성을 개선하기 위해서 잔류 오스테나이트의 양과는 별문제로하여 제어되어야 한다는 것이 증명되지 않았다.
이와 같이, 비록 자동차 충돌에서 충격 에너지의 흡수에 영향을 주는 부재 구성 재료의 동적 변형 특성에 관한 개선이 연속적으로 이해되고 있지만, 상기는 여전히특성들이 더욱 우수한 충격 에너지 흡수 특성을 가진 자동차 부재를 위한 강 재료들을 얻기 위해 강화되어야 하고, 및 재료들의 선택 기준이 기본적으로 되어야 한다는 것을 충분이 이해시키지 못하고 있다. 자동차 부재용 강 재료들은 프레스 주형에 의해 형상지어지고 및 보통 도형(painting)과 베이킹(baking)을 사용한 후 요구된 부품들로 성형되었고, 그 후 자동차에 일체화되고 및 실제 충격에 영향을 받는다. 그러나, 상기는 강 강화 기구가 연속적으로 그러한 예비-변형 및 베이킹 처리로 충돌에 대항하여 강 재료의 충격 에너지 흡수를 개선시키기 위한 적절한 것이 아직 분명하지 않다.
본 발명은 효율적으로 충돌시 충격에너지를 흡수하므로써 승객을 위한 안전 확보를 제공하는 것과 같이 자동차의 부재로써 사용될 수 있는, 동적 변형시 높은 유동 응력을 가진 고 강도 열연 및 고 강도 냉연 강 시트 및 그의 제조 방법에 관한 것이다.
도 1은 본 발명에 따른 충돌 충격 에너지 흡수 특성을 지시하는 것으로써, TS와 5x102∼ 5x 103(1/s)의 변형 속도 범위내로 변형될 때 평균 변형의 3∼10%의 범위에서 유동 응력의 평균 값 σdyn과 TS의 차이 사이 관계를 나타낸 그래프이다.
도 2는 변형율의 1%와 5% 사이의 강 시트를 위한 가공 경화 지수와 동적 에너지 흡수(J) 사이의 관계를 나타낸 그래프이다.
도 3은 강 시트에 대한, 항복 강도에서 가공 경화지수 x 1∼5%의 변형율과 동적 에너지 흡수(J) 사이의 관계를 나타낸 그래프이다.
도 4a는 도 3에서 동적 에너지 흡수의 측정을 위한 충격 압입 시험을 위해 사용된 부품(모자 모양의 형태)의 사시도이다.
도 4b는 도 4a에 사용된 시험편의 단면도이다.
도 4c는 충격 압입 시험 방법의 개략도이다.
도 5는 본 발명에 따른 열간 압연 단계에 대한 ΔT 와 야금학적 매개 변수 A사이의 관계를 나타낸 그래프이다.
도 6은 본 발명에 따른 열간 압연 단계에 대한 코일링 온도와 야금학적 매개 변수 A사이의 관계를 나타낸 그래프이다.
도 7은 본 발명에 따른 연속 소둔 단계에서 소둔 사이클을 설명하고 있다.
도 8은 본 발명에 따른 연속 소둔 단계에서 두 번째 냉각 완료 온도(Te)와 그 후 과시효 온도(Toa)사이의 관계를 나타낸 그래프이다.
그들의 제조 방법뿐만 아니라, 충돌하자마자 충격 에너지를 흡수하는 전방 측 부재로써 그러한 부품들 내부로 작용하고 및 형태를 이루기 위한 강 재료로써 높은 충격 에너지 흡수 특성을 가진 고 강도 강 시트를 제공하는 것이 본 발명의 목적이다. 첫 번째, 본 발명에 따른 높은 충격 에너지 흡수 특성을 나타내는 고 강도 강 시트는:
(1) 최종 형상으로 얻어지는 강 시트의 미세조직은 그 중 하나가 주상인 페라이트 및 베이나이트와, 체적 분율로 3% 내지 50% 의 잔류 오스테나이트를 포함하는 제 3 상의 혼합 복합 조직이고, 0% 초과 10%이하의 등가 변형율(equivalent strain)로 예비-변형 후 5 x 102∼ 5 x 103(1/sec)의 변형율 속도 범위내에서 변형될 때 3∼10%의 등가 변형율 범위에서의 유동 응력의 평균치 σdyn(MPa)은 예변형 없이 5 x 10-4∼ 5 x 10-3(1/sec)의 변형율 속도 범위에서 측정된 정적 인장 시험에서 최대 응력 TS(MPa)에 의해 표현된 부등식 σdyn ≥ 0.766 x TS + 250을 만족하고, 상기 잔류 오스테나이트내의 고용 [C] 및 강 재료의 평균 Mn 당량{Mn eq = Mn + (Ni + Cr + Cu + Mo)/2}에 의하여 결정되는 값(M = 678-428 x [C] - 33 Mn eq)이 70 이상 250 이하이고, 예비-변형 없는 잔류 오스테나이트 체적 분율과 등가 변형으로 5% 예비-변형을 적용한 후 잔류 오스테나이트 체적 분율 사이의 차이는 예비-변형 없는 잔류 오스테나이트 체적 분율의 30% 이상이고, 1% 내지 5%의 변형율에서의 가공 경화 지수는 0.080 이상이고 1% 내지 5%의 변형율 항복 강도에서의 가공 경화지수 값이 40 이상 고강도 강 시트로, 및
(2) 변형율의 1%와 5%사이의 가공 경화지수의 값 x 항복강도는 적어도 40인 상기 (1)에 따른 동적 변형시 높은 유동 응력을 가진 고 강도 강 시트를 포함한다.
(3) 최종 형상으로 얻어지는 강 시트의 미세조직은 그 중 하나가 주상인 페라이트 및 베이나이트와, 체적 분율로 3% 내지 50% 의 잔류 오스테나이트를 포함하는 제 3 상의 혼합 복합 조직이고, 0% 초과 10%이하의 등가 변형율(equivalent strain)로 예비-변형 후 5 x 102∼ 5 x 103(1/sec)의 변형율 속도 범위내에서 변형될 때 3∼10%의 등가 변형율 범위에서의 유동 응력의 평균치 σdyn(MPa)은 예변형 없이 5 x 10-4∼ 5 x 10-3(1/sec)의 변형율 속도 범위에서 측정된 정적 인장 시험에서 최대 응력 TS(MPa)에 의해 표현된 부등식 σdyn ≥ 0.766 x TS + 250을 만족하고, 상기 잔류 오스테나이트내의 고용 [C] 및 강 재료의 평균 Mn 당량{Mn eq = Mn + (Ni + Cr + Cu + Mo)/2}에 의하여 결정되는 값(M = 678-428 x [C] - 33 Mn eq)이 70 이상 250 이하이고, 예비-변형 없는 잔류 오스테나이트 체적 분율과 등가 변형으로 5% 예비-변형을 적용한 후 잔류 오스테나이트 체적 분율 사이의 차이는 예비-변형 없는 잔류 오스테나이트 체적 분율의 30% 이상이고, 1% 내지 5%의 변형율에서의 가공 경화 지수는 0.080 이상이고, 잔류 오스테나이트의 주요 입경은 5μm 이하이고; 잔류 오스테나이트의 주요 입경과 주요 상에서 페라이트 또는 베이나이트의 주요 입경의 비율은 주요 상의 평균 입경이 10μm 이하 및 바람직하게 6μm이하일 때 0.6 이하이다: 마르텐사이트의 부피는 마르텐사이트의 주요 입경이 10μm 이하 및 바람직하게 5μm 이하일 때 3∼30%이고, 페라이트의 부피 분율은 적어도 40%이고, 항복 비율은 85%이하이고, 및 인장강도 값 x 전체 연신율은 적어도 20,000이다.
(4) 상기 3에 있어서, 마르텐사이트의 체적 분율은 3∼30%이고, 및 상기 마르텐사이트의 평균 입경은 10μm 이하 및 바람직하게는 5μm 이하인 것을 특징으로 하는 동적 변형시 높은 유동 응력을 가진 고 강도 강 시트.
(5) 본 발명에 따른 동적 변형시 높은 유동 응력을 가진 고 강도 열연 강 시트를 제조하기 위한 방법으로, 최종 형상으로 얻어지는 강 시트의 미세조직은 그 중 하나가 주상인 페라이트 및 베이나이트와, 체적 분율로 3% 내지 50% 의 잔류 오스테나이트를 포함하는 제 3 상의 혼합 복합 조직이고, 0% 초과 10%이하의 등가 변형율(equivalent strain)로 예비-변형 후 5 x 102∼ 5 x 103(1/sec)의 변형율 속도 범위내에서 변형될 때 3∼10%의 등가 변형율 범위에서의 유동 응력의 평균치 σdyn(MPa)은 예변형 없이 5 x 10-4∼ 5 x 10-3(1/sec)의 변형율 속도 범위에서 측정된 정적 인장 시험에서 최대 응력 TS(MPa)에 의해 표현된 부등식 σdyn ≥ 0.766 x TS + 250을 만족하고, 상기 잔류 오스테나이트내의 고용 [C] 및 강 재료의 평균 Mn 당량{Mn eq = Mn + (Ni + Cr + Cu + Mo)/2}에 의하여 결정되는 값(M = 678-428 x [C] - 33 Mn eq)이 70 이상 250 이하이고, 예비-변형 없는 잔류 오스테나이트 체적 분율과 등가 변형으로 5% 예비-변형을 적용한 후 잔류 오스테나이트 체적 분율 사이의 차이는 예비-변형 없는 잔류 오스테나이트 체적 분율의 30% 이상이고, 1% 내지 5%의 변형율에서의 가공 경화 지수는 0.080 이상이고 1% 내지 5%의 변형율 항복 강도에서의 가공 경화지수 값이 40 이상 고강도 강 시트로, 직접적으로 주조에서 열연 단계까지 공급되고, 또는 예열 후 열연되고, 상기 열연은 Ar3- 50℃ 내지 Ar3+ 120℃의 마무리 온도에서 완성되고, 및 열연에 연속적으로 냉간 공정에서 평균 5℃/초의 냉각 속도로 냉각된 후, 열연 스트립이 500℃ 이하의 온도에서 냉각되는 상기 (4)의 구성 성분을 가진 연속 주조 슬라브인 것을 특징으로 한다.
(6) 상기 5에 있어서, 항복율은 85%이하이고 및 인장강도 x 전체 연신율의 값이 20,000 이상인 것을 특징으로 하는 동적 변형시 높은 유동 응력을 가진 고 강도 강 시트.
(7) 본 발명에 따른 동적 변형시 높은 유동 응력을 가진 고 강도 냉연 강 시트를 제조하기 위한 방법으로, 최종 형상으로 얻어지는 강 시트의 미세조직은 그 중 하나가 주상인 페라이트 및 베이나이트와, 체적 분율로 3% 내지 50% 의 잔류 오스테나이트를 포함하는 제 3 상의 혼합 복합 조직이고, 0% 초과 10%이하의 등가 변형율(equivalent strain)로 예비-변형 후 5 x 102∼ 5 x 103(1/sec)의 변형율 속도 범위내에서 변형될 때 3∼10%의 등가 변형율 범위에서의 유동 응력의 평균치 σdyn(MPa)은 예변형 없이 5 x 10-4∼ 5 x 10-3(1/sec)의 변형율 속도 범위에서 측정된 정적 인장 시험에서 최대 응력 TS(MPa)에 의해 표현된 부등식 σdyn ≥ 0.766 x TS + 250을 만족하고, 상기 잔류 오스테나이트내의 고용 [C] 및 강 재료의 평균 Mn 당량{Mn eq = Mn + (Ni + Cr + Cu + Mo)/2}에 의하여 결정되는 값(M = 678-428 x [C] - 33 Mn eq)이 70 이상 250 이하이고, 예비-변형 없는 잔류 오스테나이트 체적 분율과 등가 변형으로 5% 예비-변형을 적용한 후 잔류 오스테나이트 체적 분율 사이의 차이는 예비-변형 없는 잔류 오스테나이트 체적 분율의 30% 이상이고, 1% 내지 5%의 변형율에서의 가공 경화 지수는 0.080 이상이고 1% 내지 5%의 변형율 항복 강도에서의 가공 경화지수 값이 40 이상 고강도 강 시트로, 또한 상기 (4)의 구성 성분을 가진 연속 주조 슬라브는 주조에서 열연 단계까지 직접적으로 공급되고, 또는 재 가열 후 열연되고, 열연 후 코일링된 열연 강 시트는 산 산세 및 그 후 냉연에 영향을 받고, 및 최종 제품을 준비하기 위한 연속 소둔 단계에서 소둔시, 0.1 x (AC3-AC1) + AC1℃에서 AC3+ 50℃까지의 온도에서 10초 내지 3분동안 소둔이 1∼10℃/sec의 첫 번째 냉각 속도로 550∼700℃의 범위에서 첫 번째 냉각 완료 온도까지 냉각 및 10∼200℃/sec의 두 번째 냉각 속도로 150∼450℃의 범위에서 두 번째 냉각 완료 온도까지 냉각이 수반되고, 온도는 실온까지의 냉각에 앞서 15초 내지 20 분 동안 150∼500℃의 범위에서 유지되고, 및 추가로 구체적인 포스트(post)-소둔 냉각 조건은 0.1 x (AC3-AC1) + AC1℃에서 AC3+ 50℃까지의 온도에서 10초 내지 3분동안 소둔이 1∼10 ℃/sec의 첫 번째 냉각 속도로 550∼720℃의 범위에서 두 번째 냉각 시작 온도 Tq 로 냉각 및 그 후 상기 온도로부터 범위에서 두 번째 냉각 완료 온도까지 냉각이 수반되고: Tem-100℃는 강 구성요소 및 소둔 온도 To에 의해, 10∼200 ℃/sec의 냉각 속도인 Tem으로 결정되고, 온도 Toa는 실온까지 냉각에 앞서 15초 내지 20분 동안 Te-50℃ 내지 500℃의 범위로 유지되는 것을 특징으로 한다.
자동차에서 전방 측 부재와 같은 충돌 충격 흡수 부재는 벤딩 또는 프레스 성형 단계에 의존하는 강 시트에 의해 제조된다. 상기 방법으로 가공된 후 그들은 보통 페인팅 및 베이킹을 수반하여 자동차 충돌로 인한 충격에 영향을 받는다. 따라서, 강 시트는 그들을 부재내에서 가공, 페인팅 및 베이킹 후 높은 충격 에너지 흡수 특성을 나타내는 것이 요구된다.
상기 언급된 요구를 만족하는 충격 흡수 부재와 같은 고 강도 강 시트에 대한 수 년간의 연구 결과로써, 본 발명가들은 그렇게 성형된 부재용 강 시트내에 잔류 오스테나이트를 적절한 양 개재시키는 것이 우수한 충격 흡수 특성을 나타내는 고 강도 강 시트를 얻기 위한 효율적인 수단임을 밝혀내었다. 특히, 동적 변형시 높은 유동 응력은 이상적인 미세조직이 다양한 치환형 원소에 의해 쉽게 고용 강화되는 페라이트 및/또는 베이나이트를 포함하는 복합 조직일 때 나타나는 것을 밝혀내었는데, 그들 중 하나는 주 상이고, 제 3상은 변형시 단단한 마르텐사이트로 변형되는 3∼50% 부피 분율의 잔류 오스테나이트를 함유한다. 한편 특정 조건을 만족하는 경우, 동적 변형시 높은 유동 응력을 가진 고 강도 강 시트는 마르텐사이트가 처음의 미세조직에서 제 3 상으로 나타나는 복합 조직에서도 얻어질 수 있음을 아울러 밝혀내었다.
상기 연구 결과를 바탕으로 추가적인 실험 및 연구의 결과, 그 후 본 발명가들은 종종 전방 측 부재와 같은 충격 흡수 부재의 성형에 대응하는 예비-변형의 양이 부위에 따라 최대 20% 이상에 도달하는 것이 발견되었지만, 그러나 상기 대 다수의 부위들리 평균 변형율로 0% 보다 크고 10%와 동등하거나 그 이하의 변형을 겪게되는 것을 밝혀내었다. 이와 같이, 상기 범위내에서 예비-변형의 영향을 결정하는 것과 동시에, 예비-변형 후 부재 전체로써의 거동을 평가하는 것이 가능하다. 결과적으로, 본 발명에 따라, 평균 변형율에 대하여 0% 보다 크고 10%와 동등하거나 그 이하의 변형은 그들의 가공시 부재에 적용될 예비-변형의 양으로써 선택되었다.
도 1은 본 발명에 따른 충돌 충격 에너지 흡수 특성을 지시하는 것으로써, 5x102∼ 5x 103(1/s)의 변형 속도 범위로 변형될 때 평균 변형율로 3∼10%의 범위에서 유동 응력의 평균 값 σdyn과 정적 재료 강도 TS(즉, 5x10-4∼ 5x 10-3(1/s)의 변형 속도 범위에서 측정된 것으로써 정적 인장 시험에서 최대 응력 TS(MPa)) 사이의 관계를 나타낸 그래프이다.
전방 측 부재와 같은 충격 흡수 부재는 모자 형상 단면을 가지고, 및 고속 충돌에 의해 찌그러지자 마자 부재의 변형을 분석한 결과, 본 발명가들은 40% 이상의 높은 최대 변형율까지 진행한 변형에도 불구하고, 전체 흡수 에너지의 적어도 70%가 고속 응력-변형율 다이아그램에서 10% 이하의 변형율 범위내로 흡수된다. 따라서, 10% 또는 보다 낮은 고속 변형을 가진 동적 변형시 유동 응력은 고속 충돌 에너지 흡수 특성의 지수로써 사용되었다. 특히, 3∼10%의 범위에서 변형율의 양이 가장 중요하기 때문에, 충격 에너지 흡수 특성을 위해 사용된 지수는 5x102∼ 5x 103(1/s) 고속 인장 변형의 변형율 속도 범위로 변형될 때 평균 변형율로 3∼10%의 범위에서 평균 응력 σdyn이었다.
일반적으로 고속 변형에 대한 3∼10%의 평균 응력 σdyn은 예비-변형 또는 베이킹 처리 없는 강 재료의 정적 인장 강도{최대 응력: 5x10-4∼ 5x 10-3(1/s)의 응력 속도 범위에서 측정된 정적 인장 시험에서 TS(MPa)}와 함께 증가한다. 결과적으로, 강 재료의 정적 인장 강도(정적 재료 강도와 동의어)증가는 직접적으로 부재의 충격 에너지 흡수 특성의 개선에 공헌한다. 그러나, 강 재료의 증가된 강도는 부재내에서 부족한 성형성을 초래하고, 상기는 필요한 형상을 가진 부재를 얻는 것을 어렵게 만든다. 결과적으로, 동등한 인장강도 (TS)로 높은 σdyn을 가진 강 재료들이 바람직하다. 상기는 상기 관계를 바탕으로 한 강 재료들은, 평균 변형의 3∼10% 범위에서 유동 응력의 평균 값 σdyn(MPa)이, 0% 보다 크고 및 10% 로 동등하거나 이하에서 예비-변형 후 5 x 12∼ 5 x 103(1/s)의 변형 속도 영역에서 변형될 때, 예비-변형 없이 5 x 1-4∼ 5 x 10-3(1/s)의 변형 속도 영역에서 측정된 것으로써 정적 인장 시험에서 최대 응력 TS(MPa)의 용어로 표현된 것으로써 부등식 σdyn - TS ≥ - 0.234 x TS + 250을 만족하고, 다른 강 재료와 비교하여 실제 부재로써 높은 충격에너지 흡수 특성을 가지고, 및 상기 충격 에너지 흡수 특성은 부재의 전체 무게 증가없이 개선되고, 상기는 동적 변형시 높은 유동 응력을 가진 고 강도 강 시트를 제공하는 것을 가능하게 만든다. 말하자면, 상기 관계 부등식 σdyn - TS ≥ - 0.234 x TS + 250이 σdyn ≥ 0.766 x TS + 250과 동등할 때, 상기 부등식 σdyn ≥ 0.766 x TS + 250은 다음을 설명하는데 사용될 것이다.
또한 본 발명가들은 개선된 반-충돌 안전성에 대해서 발견하였고, 변형의 1%와 5% 사이의 가공 경화 지수에 의해 나타낸 것으로써 예비-가공시 증가된 가공 경화는 예비-변형 시 변태된 마르텐사이트의 출현에 의해 충돌 변형 시 높은 가공 경화 및 증가된 σdyn 뿐만 아니라, 충돌의 최초 위치에서 증가된 최초 변형 저항을 위해 필요하다. 말하자면, 상기 반-충돌 안전성은 도 2 및 도 3에 나타낸 것으로써 상기에 설명된 것 처럼 강 재료의 미세구조를 제어하므로써 증가되고, 강의 가공 경화 지수는 적어도 0.080, 및 바람직하게 적어도 0.108이고, 및 항복 변형 x 항복 강도에서 1%와 5% 사이의 가공 경화 지수는 적어도 40, 및 바람직하게 적어도 54이다. 자동차 부재의 반-충돌 안전성, 및 가공 경화 지수와 항복 강도 x 강 시트의 가공 경화 지수의 지침인 동적 에너지 흡수사이의 관계를 조망하므로써, 상기는 동적 에너지 흡수가 값을 증가시키므로써 개선될 수 있음을 나타내고, 적절한 평가가 항복 강도 수준이 동등하다면 자동차 부재의 반-충돌 안전성의 지침으로써 강 시트의 가공 경화 지수를 바탕으로, 또는 만약 항복 강도가 다르다면 항복 강도 x 가공 경화 지수를 바탕으로 이루어질 수 있는 것이 제안되었다.
동적 에너지 흡수는 도 4a, 도 4b 및 도 4c에서 나타낸 것 처럼 충격 분쇄 시험 방법에 의해 다음의 방법으로 결정된다. 강 시트는 도 4b에서 나타낸 것과 같이 시편 (코너 R=5mm)으로 형상지어지고, 및 도 4a에 나타낸 것 처럼 두 개의 워크 탑 (worktop) 사이에 설치된 시험 편(2)을 가진 부품(모자 모양 형태)을 만들기 위해 5.5mm의 팁 직경을 가진 전극을 사용하여 0.9배 방출 전류의 전류에서 35mm 피치로 스폿 용접(3)하고, 및 그 후, 170℃에서 20분 동안 베이킹 및 페인팅 처리 후, 도 4c에 나타낸 것 처럼, 대략적으로 150kg의 무게(4)가 약 10m의 높이에서 떨어지고, 충격 흡수기(6)가 제공된 프레임(5) 위에 놓여진 부품은 세로 방향으로 분쇄되고, 및 변위 = 0∼150mm에서 변형 일은 동적 에너지 흡수를 결정하기 위해 상응한 하중 변위 다이어그램의 영역으로부터 계산된다.
1∼5% 변형에서 강 시트의 가공 경화 지수와 항복 변형 x 항복 강도의 1%와 5%사이의 가공 경화 지수는 다음 방법을 통해 계산된다. 특히, 상기 강 시트는 JIS-5 시험 편(게이지 길이:50mm, 평행 부품 폭: 25mm)으로 가공되었고 및 0.001/sec의 변형 속도에서 인장 시험은 항복 강도 및 가공 경화 지수(1∼5%의 변형을 위한 n 값)를 결정하므로써 수행된다.
본 발명에 따른 강 시트의 미세구조가 기술될 것이다.
잔류 오스테나이트의 적당한 양이 강 시트에 존재할 때, 변형(형상을 이룬) 시 겪게되는 응력 변형은 극도로 단단한 마르텐사이트로 그의 변태에서 얻어지고, 및 이러한 것은 가공 경화 지수를 증가하고 및 제어 넥킹(necking)에 의해 성형성 개선의 효과를 가진다. 잔류 오스테나이트의 적당한 양은 바람직하게 3% 내지 50% 이다, 특히, 만약 잔류 오스테나이트의 부피 분율이 3% 이하였다면, 형상지어진 부재는 충돌 변형을 받자 마자 우수한 가공 경화 특성을 나타낼 수 없고, 변형 하중은 낮은 변형 가공에서 얻어진 낮은 수준으로 남고 및 따라서 상기 동적 에너지 흡수는 개선된 반-충돌 안정성을 성취하기 위해 상기를 불가능하게 낮게 만들고, 및 반-넥킹 효과는 또한 불충분하고, 상기는 높은 인장강도 x 전체 연신율을 얻는 것을 불가능하게 만든다. 한편, 만약 잔류 오스테나이트의 부피 분율이 50% 이상이면, 가공이 감소된 마르텐사이트 변태는 단지 가벼운 형상 가공 변형을 가진 연결된 형태내에서 발생하고, 및 인장강도 x 전체 연신율에서 개선은 중공 연장 비율이 펀칭시 발생하는 두드러진 경화의 결과로 인하여 악화되기 때문에 기대될 수 없고, 심지어 부재의 형상 이룸이 가능할지라도, 형상이 이루어진 부재는 충돌 변형을 받자마자 그의 우수한 가공 경화 특성을 나타낼 수 없으며; 잔류 오스테나이트 함량에 대한 상기 언급된 범위는 상기 관점으로부터 결정된다.
3∼50%의 잔류 오스테나이트 부피 분율의 전술된 조건에 부가적으로, 다른 바람직한 조건은 잔류 오스테나이트의 주 입경은 5μm이하, 및 바람직하게 3μm이하여야 한다. 심지어 3∼50%의 잔류 오스테나이트 부피 분율이 만족될지라도, 5μm보다 큰 주 입경은 잔류 오스테나이트의 특징에 의해 개선 효과의 단지 국부적 억제의 결과로 인하여, 상기가 강내에서 잔류 오스테나이트의 미세한 분산을 방해할 것이기 때문에 바람직하지 않다.
추가로, 상기는 우수한 반-충돌 안전성 및 성형성이 미세구조가 주 상의 페라이트 또는 베이나이트의 평균 입경에 대한 잔류 오스테나이트의 전술된 주 입경의 비율이 0.6이하, 및 주 상의 평균 입경이 10μm이하, 및 바람직하게 6μm이하일 때 나타내는 것을 보인다.
추가로 본 발명가들은 평균 응력: 인장 강도(TS: MPa)의 동등한 수준을 가진 평균 변형의 3∼10%의 전술된 범위에서 σdyn은: 부재 내에 그의 가공에 앞서 강 시트에 함유된 잔류 오스테나이트에서 [C](wt%), 및 Mn eq = Mn + (Ni + Cr + Cu + Mo)/2로 표현된 것으로써 강 재료(Mn eq)의 평균 Mn 등가인 고용체 탄소 함량에 따라 변한다.
잔류 오스테나이트에서 탄소 농도는 실험실적으로 X-ray 회절 및 Mossbauer 분광 광도계에 의해 결정될 수 있는데, 및 예를 들면, 상기는 Mo Kα선을 사용한 X-ray 회절을 가지고, 페라이트의 (200)면,(211)면 및 오스테나이트의 (200)면,(220)면과 (311)면의 일체화된 반사 강도를 이용하여 철강 학회보, 206(1968), p60에 지시된 방법에 의해 계산될 수 있다. 본 발명가들에 의해 얻어진 실험 결과를 바탕으로, 또한 상기는 두 개가 얻어진 처음에 기술된 방법을 통해, 강 재료에 첨가된 부차적인 합금 요소로부터 결정된 잔류 오스테나이트 및 Mn eq에서 고용 탄소 함량[C]를 사용한 계산으로, M = 678 - 428 x [C] - 33 x Mn eq로 한정된 것으로써 값:M은 적어도 70 및 250 이하이고, 예비-변형(V0) 없이 잔류 오스테나이트의 부피 분율과 평균 변형 (V5) : {(V0) - (V5)}의 예비-변형을 적용한 후 잔류 오스테나이트의 부피 분율사이의 차는 예비-변형 없이 잔류 오스테나이트의 부피 분율의 적어도 30%이고, 그 후 큰 σdyn은 같은 정적 인장 강도(TS)에서 나타난다. 그러한 경우에서, 변형시 잔류 오스테나이트 변태에 의해 증가된 강도의 효과가 M > 250일 때 실질적으로 낮은 변형 영역으로 제한되고, 사실상 모든 잔류 오스테나이트는 부재의 예비-변형시 소모되고 및 더 이상 고속 변형 동안 σdyn에서 증가를 제공할 수 없고; 따라서 M에 대한 상한은 250으로 설정되었다. 추가로, M이 70이하일 때, 잔류 오스테나이트 변태는 변형시 진행하지만, 변태는 낮은 변형 영역에서 충분한 정도로 진행하는 것을 실패하고, 및 따라서 평균 변형의 3∼10%의 범위에서 평균 응력σdyn은 낮게 유지하고, 이와 같이 정적 인장 강도 TS에 관한 관계식 σdyn ≥ 0.766 x TS + 250을 만족하는 것을 실패하고; 따라서 M에 대한 하한은 70으로 설정되었다.
잔류 오스테나이트의 위치에 관하여, 보통 연질 페라이트가 변형(deformation)에 대하여 변형(strain)을 받기 때문에, 잔류 γ(오스테나이트)는 변형을 피하기 쉬운 페라이트에 인접하지 않고 및 따라서 약 1∼5%의 변형으로 마르텐사이트의 변태에 실패하게 되고; 상기 적어진 효과 때문에, 상기는 페라이트에 대해 인접하게 되는 잔류 오스테나이트에 대해서 바람직하게 된다. 상기 이유에 있어서, 페라이트의 부피 분율은 적어도 40%, 바람직하게 적어도 60%로 되는 것이 바람직하고, 및 주 입경(주 원주-평균 직경에 일치)은 10μm보다 크지 않은, 바람직하게 6μm보다 크지 않은 것이 바람직하다, 상기에 설명된 것 처럼, 페라이트가 구성 성분내에서 가장 연질이기 때문에, 상기는 변형 x 항복 강도 및 항복 비율의 1%와 5% 사이의 가공 경화 지수를 결정하는데 있어 중요한 요소이다. 부피 분율은 바람직하게 기술된 값내에서 얻어져야 한다. 또한, 부피 분율 증가 및 페라이트의 미세함은 변태되지 않은 오스테나이트의 탄소 농도를 상승하고 및 상기를 미세하게 분산시키는데 효율적이고, 이와 같이 마르텐사이트의 아주 미세한의 결과가 남아 있는 성분 뿐만아니라 변태된 오스테나이트로부터 발생되고, 및 부피 분율의 증가 및 잔류 오스테나이트의 미세함은 반-충돌 안전성 효과 및 성형성을 개선시키는데 공헌할 것이다.
마르텐사이트는 3∼30%의 부피 분율이고 및 상기는 10μm이하, 및 바람직하게 6μm이하의 평균 입경(주 원주-평균 직경에 일치)을 가지는 것이 바람직하다. 첫 째로 마르텐사이트는 낮은 항복 속도 및 개선된 가공 경화 지수에 공헌하는 주변 페라이트내로 이동하는 움직임을 만들고, 및 따라서 상기 언급된 설계된 값을 만족하므로써 반-충돌 안전성 효과 및 성형성에 추가적인 개선을 확보하고, 특히 54 이상의 변형 x 75% 이상의 항복 강도의 1%와 5%상이의 가공 경화 지수가 성취될 더욱 바람직한 수준의 특성을 허용한다. 마르텐사이트의 부피 분율과 평균 입경사이의 관계는 낮은 부피 분율과 큰 평균 입경을 가졌음에도 효과는 국부적 영향으로 제한되고, 상기는 전술한 특성을 만족하는 것을 불 가능하게 만든다. 마르텐사이트의 위치에 관계하여, 마르텐사이트가 페라이트에 인접하지 않을 때, 마르텐사이트의 이동 움직임의 영향은 간신히 페라이트에 도달하고, 이와 같이 그의 효과는 적다. 결과적으로, 마르텐사이트는 페라이트에 인접하는 것이 바람직하다.
전술한 미세구조 및 다양한 특징들을 나타내는 고 강도 강 시트에서 화학 성분 및 그들의 함량 제한이 설명될 것이다. 본 발명에 따라 사용된 고 강도 강 시트는 주요 구성 성분으로써 잔부 Fe와 함께, 중량 퍼센트로, 0.03% 내지 0.3%의 C, Si 및 Al 중 하나 또는 두 개를 전체 0.5% 내지 3.0% 및 만약 필요하다면 Mn, Ni, Cr, Cu 및 Mo 중 하나 이상을 전체 0.5% 내지 3.5% 함유한 고 강도 강 시트이고, 또는 그들은 전술한 고 강도 강 시트에 만약 필요하다면, 주요 구성 성분으로써 잔부 Fe와 함께, Nb, Ti 및 V 중 하나 이상을 전체 0.3% 이하, P를 0.3% 이하, B를 0.01% 이하, Ca를 0.0005 내지 0.01% 이하 및 REM을 0.005% 내지 0.05%를 가진, Nb, Ti, V, P, B, Ca 및 REM 중 하나 이상을 추가 첨가에 의해 얻어진 높은 동적 변형 저항을 가진 고 강도 강 시트이다. 이러한 화학 성분 및 그들의 함량(모두 중량 퍼센트)이 논의될 것이다.
C : C는 실온에서 오스테나이트의 안정화를 위한 가장 저렴한 성분이고 및 이와 같이 그의 보유하는 동안 필요한 오스테나이트의 안정화에 기인하고, 및 따라서 상기는 본 발명에 따라 가장 필수적인 성분으로 고려된다. 강 시트에서 평균 탄소 함량은 실온에서 확보될 수 있는 잔류 오스테나이트 부피 분율에 단지 영향을 주지 않지만, 제품의 열처리에서 가공시 변태되지 않은 오스테나이트에서 농도를 증가시키므로써, 상기는 가공하는 동안 잔류 오스테나이트의 안정성을 개선하는 것이 가능하다. 그러나, 만약 C 함량이 0.03% 이하면, 적어도 3%의 최종 잔류 오스테나이트 부피 분율이 확보될 수 없고, 및 따라서 0.03%가 하한이 된다. 한편, 강 시트의 평균 C 함량을 증가시키므로써 확보할 수 있는 잔류 오스테나이트의 부피 분율은 또한 증가하고, 잔류 오스테나이트 부피 분율을 확보하므로써 확보될 잔류 오스테나이트의 안전성을 허용한다. 그럼에도 불구하고, 만약 강 시트의 C 함량이 너무 많으면, 필요 수준 이상을 초과하는 강 시트의 강도가 프레스 가공하는 동안 성형성을 손상시킬뿐만 아니라, 동적 응력 증가는 또한 정적 강도 증가와 관계하여 억제되고, 감소된 용접성은 부재로써 강 시트의 사용을 제한하고; 따라서 C 함량에 대한 상한이 0.3%로 결정된다.
Si, Al: Si 및 Al은 둘 다 페라이트 안정화 성분이고, 및 그들은 강 시트의 개선된 용접성을 위해 페라이트 부피 분율을 증가시키기 위해 사용된다. 또한, Si 및 Al은 둘 다 시멘타이트의 출현을 억제하고, C가 오스테나이트에 효율적으로 응집하는 것을 허용하고, 및 따라서 상기 성분의 첨가는 실온에서 적당한 부피 분율로 오스테나이트를 보유하는 동안 필수적이다. 첨가가 시멘타이트의 과압된 제품에 대해 상기 효과를 가지는 다른 성분들은 Si 및 Al, 또한 P, Cu, Cr, Mo등을 포함한다. 유사한 효과는 상기 성분들의 적절한 첨가에 의해 기대될 수 있다. 그러나, 만약 Si 및 Al 중 하나 또는 두 개의 전체 양은 0.5%이하이고, 시멘타이트 제품 억제 효과는 불충분하게 될 것이고, 대 부분 첨가된 C의 탄화물로써 상기와 같은 소모는 오스테나이트의 안정화를 위해 가장 효율적인 구성성분이고, 및 상기는 발명을 위해 요구된 잔류 오스테나이트 부피 분율을 확보하기 위해 불가능하게 되거나, 또는 잔류 오스테나이트를 확보하기 위해 필요한 제품 조건들은 많은 제품 공정을 위한 조건들의 안전성에 실패할 것이고; 따라서 하한은 0.5%로 결정된다. 또한, 만약 Si 및 Al 중 하나 또는 두 개의 전체가 3.0%를 초과한다면, 상기 페라이트 또는 베이나이트의 주 상은 경하고 및 취화되기 쉬워지며, 증가된 변형 속도로부터 증가된 변형 저항을 억제할 뿐만 아니라 강 시트의 낮은 가공성 및 낮은 인성을 초래하고, 강 시트의 비용이 증가되고, 및 화학 처리등을 위한 많은 부족한 표면 처리 특성을 초래하여; 따라서 상한을 3.0%로 결정하였다. 특히 우수한 표면 특성이 요구되는 곳의 경우에서, Si 스케일링(scaling)은 Si≤0.1%를 가지므로써 피할 수 있고 또는 반대로 Si 스케일링은 Si≥1.0%를 가지므로써 덜 뚜렷하게되는 전체 표면 위에서 발생된다.
Mn, Ni, Cr, Cu, Mo: Mn, Ni, Cr, Cu 및 Mo는 모두 오스테나이트 안정화 성분이고, 및 실온에서 오스테나이트를 안정화하기 위한 효율적인 성분이다. 특히, C 함량이 가공성의 표준점으로부터 억제될 때, 상기의 오스테나이트 안정화 성분들의 적절한 양의 첨가는 효율적으로 오스테나이트의 보유를 촉진할 수 있다. 또한 상기 성분들은 비록 Al 및 Si보다 적은 수준일지라도 시멘타이트의 억제제 제품의 효율성을 가지며, 및 오스테나이트내에 C의 농축을 위한 조성제로써 작용한다. 추가로, 상기 성분들은 Al 및 Si와 함께 페라이트 및 베이나이트 기지의 고용 강화를 일으키고, 또한 고속에서 동적 변형시 유동 응력을 증가시키는 작용을 한다. 그러나, 만약 상기 성분들의 하나 이상의 전체 함량이 0.5% 이하이면, 상기는 필요한 잔류 오스테나이트를 확보하는 것이 불가능하게 되고, 강 재료의 강도는 낮게될 것이고, 이와 같이 효율적인 차량 무게 감소를 성취하기 위한 노력이 방해받을 것이고; 따라서 하한이 0.5%로 결정되었다. 한편, 만약 상기 성분의 전체 양이 3.5%를 초과한다면, 페라이트 또는 베이나이트의 주 상은 경화되기 쉬울 것이고, 증가된 변형 속도로부터 증가된 변형 저항을 억제할 뿐만 아니라 강 시트의 낮은 가공성 및 낮은 인성을 초래하고, 강 시트의 비용이 증가되어; 따라서 상한을 3.5%로 결정하였다.
필수 성분으로 첨가된 Nb, Ti 또는 V은 탄화물, 질화물 또는 탄질화물을 형성하므로써 강 시트의 높은 강도를 촉진할 수 있지만, 그러나 만약 그들의 전체가 0.3%를 초과한다면, 질화물, 탄화물 또는 탄질화물의 초과 양이 페라이트 또는 베이나이트 주 상의 입계에서 또는 결정립내에 석출할 것이며, 고속 변형시 이동 움직임의 근원이 되고, 및 상기는 동적 변형시 높은 유동 응력을 성취하는 것을 불가능하게 만든다. 또한, 탄화물의 제품은 본 발명의 가장 필수적인 양상인 잔류 오스테나이트내에서 C의 농축을 억제하고, 상기와 같이, C 함량은 소모되어; 따라서 상한을 0.3%로 결정하였다.
또한 B 또는 P가 필수 성분으로 첨가되었다. B는 입계의 강화 및 강 시트의 높은 강화를 위해 효율적이지만, 만약 상기가 0.01% 이상으로 첨가된다면 상기의 효과는 과포화될 것이고 및 상기 강 시트는 필요 이상의 수준으로 강화될 것이고, 상기와 같이 고속 변형에 대항하여 증가된 변형 저항을 억제하고 및 부품에 대한 그의 가공성을 저하하고자; 따라서 상한을 0.01%로 결정하였다. 또한, P는 강 시트에 대한 잔류 오스테나이트 및 고 강도를 확보하기 위해 효율적이지만, 만약 상기가 0.2%보다 많이 첨가된다면, 강 시트의 비용은 증가할 것이고, 페라이트 또는 베이나이트의 주 상의 변형 저항은 필요 수준 보다 높게 증가될 것이고, 상기와 같이 고속 변형에 대항하여 증가된 변형을 억제하고 및 부족한 시효 균열 저항 및 부족한 피로 특성 및 점착력을 초래하여; 따라서 상한을 0.2%로 결정하였다. 두 번째 가공성,점착력, 스폿 용접성 및 재결정화성의 감소를 막기위한 표준점으로부터, 상한을 더욱 바람직하게 0.02%로 하였다. 또한, 불가피한 불순물로써 S 함량에 관하여, 상한을 성형성(특히 중공 확장 비율) 및 황화물을 바탕으로 한 개재물로 인한 스폿 용접성의 감소를 방지하기 위한 표준 점으로부터 더욱 바람직하게 0.01%로 하였다.
Ca는 황화물을 바탕으로 한 개재물의 형상을 제어(구상화)하므로써 성형성(특히 중공 연장 비율)을 개선시키기 위해 적어도 0.0005%로 첨가되었고, 및 그의 상한은 포화 효과 및 전술한 개재물의 증가로 인한 역 효과(감소된 중공 연장 비율)를 고려하여 0.01%로 결정하였다. 또한, REM이 Ca와 유사한 효과를 가지기 때문에, 그의 첨가된 함량은 또한 0.005% 내지 0.05%로 결정되었다.
본 발명에 따른 고 강도 강 시트를 얻기 위한 제조 방법들은 열연 강 시트 및 냉연 강 시트에 관계하여 상세히 설명될 것이다.
본 발명에 따른 동적 변형시 높은 유동 응력을 가진 고 강도 열연 강 시트 및 냉연 강 시트를 위한 제조 방법으로써, 상기에 기술된 구성 성분을 가진 연속 주조 슬라브는 직접적으로 주조로부터 열연 단계까지 공급되고, 또는 재 가열 후 열연된다. 얇은 가우스(gause) 스트립을 위한 연속 주조 및 연속 열연 기술(무한의 압연)에 의한 열연이 보통 연속 주조에 더하여 열간 압연을 위해 적용되지만, 낮은 페라이트 부피 분율 및 얇은 강 시트 미세조직의 조질 주 입경을 피하기 위해서, 열연 근접 측(처음 강 빌렛 두께)에서 강 시트 두께는 적어도 25mm인 것이 바람직하다. 또한, 열간 압연을 위한 최종 패스 압연 속도는 상기 기술된 문제의 관점에서, 적어도 500mpm 및 더욱 바람직하게 적어도 600mpm이 바람직하다.
특히, 고 강도 열연 강 시트의 제조시 열간 압연을 위한 최종 온도는 강 시트의 화학 성분으로 결정된 것으로써 Ar3- 50℃ 내지 Ar3+ 120℃의 온도 범위인 것이 바람직하다. Ar3- 50℃보다 낮을 때, 동적 변형 σdyn시 보다 낮은 유동 응력, 1∼5% 가공 경화 특성 및 성형성을 가진 변형된 페라이트가 제조된다. Ar3+ 120℃보다 높을 때, 동적 변형 σdyn시 보다 낮은 유동 응력, 1∼5% 가공 경화 특성 등은 조질한 강 시트 미세조직 때문에 보다 낮고, 상기는 스케일 결함의 관점으로부터 바람직하지 않다. 상기에 기술된 방법으로 열연된 강 시트들은 실행(run-out) 테이블 상에서 냉각된 후 코일링 단계에 영향을 받는다. 여기에서 평균 냉각 속도는 적어도 5℃/sec이다. 상기 냉각 속도는 잔류 오스테나이트의 부피 분율을 확보하는 관점으로부터 결정된다. 상기 냉각 방법은 일정한 냉각속도, 또는 공정 진행시 낮은 냉각 속도 범위를 포함하는 다른 냉각 속도의 결합과 함께 실행된다.
그 후 상기 열연 강 시트들은 코일링 단계에 영향을 받고, 여기에서 그들은 바람직하게 500℃ 또는 그 이하의 코일링 온도에서 코일링된다. 500℃보다 높은 코일링 온도는 낮은 잔류 오스테나이트 부피 분율을 초래할 것이다. 마르텐사이트를 얻기 위해서, 상기 코일링 온도는 350℃ 또는 그 이하로 설정된다. 전술된 코일링 조건은 코일링 후 열연 강 시트로써 직접적으로 제공될 강 시트를 위한 것이고, 및 상기 제한 조건들은 코일링이 보통 제조 조건 아래 실행되는 것과 같이, 추가로 냉연되고 소둔에 영향을 받은 냉연 강 시트에 대해서는 불 필요하다.
본 발명에 따라서, 상기는 특히 상관성이 열연 단계에서 마무리 온도, 마무리에 근접한 온도와 코일링 온도사이에 존재하는 것을 발견하였다. 즉, 도 5 및 도 6에 나타낸 것 처럼, 구체적인 조건들이 마무리 온도, 마무리 접근 온도 및 코일링 온도에 의해 우선적으로 결정된다, 다른 말로, 상기 열연은 열연에 대한 마무리 온도가 Ar3- 50℃ 내지 Ar3+ 120℃일 때, 야금학적 매개 변수가 부등식 (1) 및 (2)를 만족하도록 실행된다. 상기 언급된 야금학적 매개 변수: 다음 방정식으로 표현된다.
A = ε*x exp{(75282-42745 x Ceq)/[1.978 x (FT + 273)]}
여기에서 FT : 마무리 온도 (℃)
Ceq: 탄소 등가 = C + Mneq/6(%)
Mneq: 망간 등가 = Mn + (Ni + Cr + Cu + Mo)/2(%)
ε*: 최종 패스 변형 속도 (s-1)
h1: 최종 패스 입구 시트 두께
h2: 최종 패스 출구 시트 두께
r : (h1- h2)/h1
R : 롤 반경
v : 최종 패스 출구 속도
ΔT : 마무리 온도(마무리 최종 패스 출구 온도) - 마무리 입구 온도(마무리 최종 패스 입구 온도)
Ar3: 901 - 325 C% + 33 Si% - 92 Mneq
그 후에, 실행 테이블상의 평균 냉각 속도는 5℃/sec이고, 및 상기 코일링은 야금학적 매개 변수 사이의 관계 조건 하에서 실행된다: A 및 코일링 온도(CT)는 부등식(3)을 만족한다.
9 ≤ logA ≤ 18 (1)
ΔT ≥ 21 x logA -178 (2)
CT ≤ 6 x logA + 312 (3)
상기 부등식(1)에서, 9 이하의 logA는 잔류 오스테나이트 및 미세구조의 미세함의 관점으로부터 받아들일 수 없고, 상기는 또한 동적 변형 σdyn 시 및 1∼5% 가공 경화 특성시 보다 낮은 유동 응력 초래한다. 또한, 만약 logA가 18 이상이면, 대 규모의 장비는 그것을 달성하도록 요구될 것이다. 만약 부등식(2)의 조건을 만족하지 못한다면, 잔류 오스테나이트는 극도로 안정화될 것이고, 및 따라서 비록 잔류 오스테나이트의 변태가 변형시 진행될 것이지만 상기는 낮은 변형 영역에서 충분한 정도로 발생되지 않을 것이고, 및 동적 변형 σdyn 시 및 1∼5% 가공 경화 특성시 보다 낮은 유동 응력 초래할 것이다. ΔT에 대한 하한은 부등식(2)로 지시된 것 처럼 낮은 logA로 더욱 유연할 수 있다. 또한, ΔT에 대한 상한은 설비의 사이즈 증가, 낮은 잔류 오스테나이트 부피 분율 및 미세조직의 조질의 관점으로부터 300℃로 되는 것이 바람직하다. 추가로, 만약 부등식(3)에서 코일링 온도와의 관계가 만족되지 않는다면, 상기에서는 잔류 오스테나이트의 양을 확보하는데 있어서 역 효과가 될 것이며, 잔류 오스테나이트는 심지어 잔류 오스테나이트를 얻을 수 있을 지라도 극도로 안정화될 것이고, 및 비록 잔류 오스테나이트의 변태가 변형시 진행될지라도 상기는 낮은 변형 영역에서 충분한 정도로 발생하지 않을 것이고, 및 동적 변형 σdyn 시 및 1∼5% 가공 경화 특성시 보다 낮은 유동 응력 초래할 것이다. 코일링 온도(CT)를 위한 하한은 높은 logA로 더욱 유연화될 수 있다.
말하자면, 처음 마르텐사이트 부피 분율이 3% 이상이면, 상기 CT는 350℃보다 높다, 그러나, 상기는 마르텐사이트의 과도한 발생을 방지하기 위해서 CT로 부터 250℃보다 높은 것이 바람직하다.
본 발명에 따른 냉연 강 시트들은 연속적인 열연과 코일링의 다른 단계들에 영향을 받고 및 40% 또는 그 이상의 수축률로 냉연되고, 상기 냉연된 강 시트는 소둔된다. 상기 소둔은 도 7에 나타낸 것과 같이 소둔 사이클을 통하여 이상적으로 연속 소둔되고, 최종 제조를 준비하기 위해 연속 소둔 단계의 소둔시, 0.1 x (Ac3-Ac1) + Ac1℃ 내지 Ac3+ 50 ℃의 온도 To에서 10초 내지 3 분동안 소둔은 1∼10℃/sec의 첫 번째 냉각 속도에서 550∼720℃의 범위로 첫 번째 냉각 완결 온도 Tq의 냉각 및 10∼200℃/sec의 두 번째 냉각 속도에서 두 번째 냉각 완결 온도 Te의 냉각이 행해지고, 온도 Toa는 실온으로 냉각되기전 15초 내지 20분 동안 유지된다. 만약 전술된 소둔 온도 To가 강 시트의 화학 성분(예를 들면, '철강 재료 과학' : W.C. Leslie, Maruzen, p.273)을 바탕으로 결정된 Ac1및 Ac3온도의 용어로 0.1 x (Ac3- Ac1) +Ac1℃ 이하이면, 소둔 온도에서 얻어진 오스테나이트의 양은 너무 낮고, 상기는 최종 강 시트에서 안정한 잔류 오스테나이트를 남기는 것이 불가능하므로; 따라서 하한을 0.1 x (Ac3- Ac1) + Ac1℃로 결정하였다. 또한, 상기 강 시트의 특징에서 개선이 심지어 소둔 온도가 Ac3+ 50℃를 초과할 지라도 성취되지 않고 및 비용이 증가하기 때문에, 소둔 온도의 상한을 Ac3+ 50℃로 결정하였다. 상기 온도에서 요구된 소둔 시간은 균일한 온도 및 강 시트에 대한 오스테나이트의 적절한 양을 확보하기 위해서 최소한 10초이지만, 만약 시간이 3분을 초과한다면 상기에 기술된 효과는 포화되고 및 비용은 증가될 것이다.
첫 번째 냉각은 페라이트에 대한 오스테나이트의 변태를 촉진하고 및 오스테나이트의 안정화에 대한 변태되지 않은 오스테나이트에서 탄소 응집의 목적을 위해 필요하다. 만약 냉각 속도가 1℃/sec 이하이면 긴 공정 라인이 필요할 것이고, 및 따라서 감소된 생산성을 피하기 위한 관점으로부터 하한을 1℃/sec로 하였다. 한편, 만약 냉각 속도가 10℃/sec를 초과한다면, 페라이트 변태는 충분한 정도로 발생하지 않고, 및 상기는 최종 강 시트에서 잔류 오스테나이트를 확보하는 것을 어렵게 만들므로; 따라서 상한을 10℃/sec로 결정하였다. 만약 첫 번째 냉각이 550℃이하에서 실행된다면, 퍼얼라이트는 냉각시 발생되고, 오스테나이트 안정화 성분 C는 소모되고, 및 잔류 오스테나이트의 최종 충분한 양이 성취될 수 없다. 또한, 만약 상기 냉각이 720℃보다 낮지 않게 실행된다면, 페라이트 변태는 충분한 정도로 진행되지 않는다.
연속적인 두 번째 냉각의 빠른 냉각은 냉각시 철 탄화물의 석출 또는 퍼얼라이트 변태를 발생시키지 않기 위해서 적어도 10℃/sec의 냉각 속도로 실행되어야 하지만, 200℃/sec 이상으로 실행된 냉각은 과중한 장비를 만들것이다. 또한, 만약 두 번째 냉각에서 냉각 완료 온도가 150℃ 이하이면, 냉각에 앞서 실질적인 모든 잔류 오스테나이트는 마르텐사이트로 변태될 것이며, 상기는 잔류 오스테나이트의 최종 필요한 양을 확보하는 것을 불가능하게 만든다. 반대로, 만약 냉각 완료 온도가 450℃ 이상이면 동적 변형 σdyn시 최종 유동 응력은 낮게될 것이다.
강 시트내 잔류 오스테나이트의 실온 안정화를 위해서, 그의 일 부분은 바람직하게 오스테나이트내에서 탄소 농도의 추가적인 증가로 베이나이트로 변태된다. 만약, 두 번째 냉각 완료 온도가 베이나이트 변태를 위해 유지된 온도보다 낮다면, 상기는 유지된 온도로 증가될 것이다. 강 시트의 최종 특징은 상기 가열 속도가 5℃/sec 내지 50℃/sec로 되는한 손상되지 않는다. 반대로, 만약 두 번째 냉각 완료 온도가 베이나이트 진행 온도보다 높다면, 강 시트의 최종 특징은 5℃/sec 내지 200℃/sec의 냉각 속도에서 베이나이트 진행 온도로 강요된 냉각 및 바람직한 온도로 미리 설정하여 가열대로 직접 전달에서 조차 손상되지 않을 것이다. 한편, 잔류 오스테나이트의 충분한 양이 강 시트가 150℃ 아래로 유지 또는 500℃ 위로 유지되는 곳에서 확보될 수 없기 때문에, 유지 온도의 범위는 150℃ 내지 500℃로 결정된다. 만약, 온도가 15초 이하 동안 150℃ 내지 500℃로 유지된다면, 상기 베이나이트 변태는 충분한 정도로 진행되지 않고, 상기는 잔류 오스테나이트의 최종 필요한 양을 얻는 것을 불가능하게 만들고, 만약 상기가 20분 이상 동안 상기 범위에서 유지된다면, 철 탄화물의 석출 또는 퍼얼라이트 변태는 베이나이트 변태 후 일어날 것이고, 잔류 오스테나이트의 제품을 위해 필요 불가결한 탄소의 소모를 초래하고 및 잔류 오스테나이트의 필요한 양을 얻는 것을 불가능하게 만들므로; 따라서 유지 시간 범위를 15초 내지 20분으로 결정하였다. 베이나이트 변태를 촉진하기 위해서 150℃ 내지 500℃에서 유지는 전체적으로 일정한 온도에서 가능할 것이고, 또는 상기 온도는 최종 강 시트의 특징을 손상시키지 않고 상기 온도 범위내에서 유유히 변하게 된다.
본 발명에 따른 소둔 후 바람직한 냉각 조건에서, 0.1 x (Ac3-Ac1) + Ac1℃ 내지 Ac3+ 50 ℃의 온도에서 10초 내지 3분 동안 소둔은 1∼10℃/sec의 첫 번째 냉각 속도에서 550∼720℃의 범위로 두 번째 냉각 시작 온도 Tq의 냉각 및 10∼200 ℃/sec의 두 번째 냉각 속도에서 강 성분 및 소둔 온도 To로 결정된 Tem-100℃ 온도 내지 Tem 범위에서 두 번째 냉각 완료 온도 Te의 냉각이 행해지고, 온도 Toa는 실온으로 냉각되기전 15초 내지 20분 동안 Te-50℃ 내지 500℃의 범위로 유지된다. 상기는 도 8에서 나타낸 것 처럼 연속 소둔 사이클에서 담금질 종결 포인트 온도가 성분 및 소둔 온도 To의 작용으로 표현되는 방법이고, 소둔은 주어진 임계값 아래에서 실행되고, 과시효 온도 Toa의 범위는 담금질 종결 포인트 온도 Te와 관계로 한정된다.
여기에서, Tem은 담금질 시작 포인트 Tq에서 잔류 오스테나이트를 위한 마르텐사이트 변태 시작 온도이다. 즉, Tem은 Tem = T1 - T2에 의해, 또는 오스테나이트(T1)에서 탄소 농도의 효과를 배제하는 값과 탄소 농도(T2)의 효과를 지시하는 값사이의 차이로 한정된다. 여기에서, T1은 탄소를 배제한 고용 성분 농도로부터 계산된 온도이고, 및 T2는 강 시트의 성분으로써 결정된 Ac1및 Ac3에서 잔류 오스테나이트내 탄소 농도로부터 계산된 온도이고 및 Tq는 소둔 온도 To로 결정된다. Ceq*는 소둔 온도 To에서 잔류 오스테나이트내 탄소 등가를 나타낸다.
T1 = 561 - 33 x {Mn% + (Ni + Cr + Cu + Mo)/2} 및
T2는 식으로 표현된다:
Ac1= 723 - 0.7 x Mn% - 16.9 x Ni% + 29.1 x Si% + 16.9 x Cr%,
Ac3= 910 - 203 x (C%)1/2- 15.2 x Ni% + 44.7 x Si% + 104 x V% +
31.5 x Mo% - 30 x Mn% - 11 x Cr% - 20 x Cu% + 70 x P% + 40
x Al% + 400 x Ti%,
및 소둔 온도 To,
Ceq*= (Ac3- Ac1) x C/(To - Ac1) + (Mn + Si/4 + Ni/7 + Cr + Cu +
1.5 Mo)/6,이
0.6보다 클 때, T2 = 474 x (Ac3- Ac1) x C/(To - Ac1),
및 상기가 0.6 또는 이하일 때, T2 = 474 x (Ac3- Ac1) x C/{3 x (Ac3- Ac1) x C + [(Mn + Si/4 + Ni/7 + Cr + Cu + 1.5Mo)/2 -0.85)] x (To - Ac1)}.
다른 말로, Te가 (Tem - 100)℃ 이하일 때, 거의 모든 오스테나이트는 마르텐사이트로 변태되고, 상기는 잔류 오스테나이트의 필요한 양을 얻기에는 불가능하다. 만약 Te가 Tem보다 높다면 강 시트는 연질화될 것이고, 상기는 정적 강도(TS)로부터 기대된 동적 강도를 성취하는 것이 불가능하므로; 따라서 Te에 대한 상한을 Tem으로 결정하였다. 또한, 만약 Te가 500℃보다 높다면, 퍼얼라이트 및 철 탄화물은 잔류 오스테나이트의 제조를 위해 필요 불가결한 탄소의 소모의 결과로 제조되고 및 상기는 잔류 오스테나이트의 필요한 양을 얻는 것을 불가능하게 만든다. 한편, 만약 Toa가 Te - 50℃ 이하이면, 부가적인 냉각 장비가 필요하게 되고, 및 큰 변화가 연속 소둔 로에서의 온도와 강 시트의 온도사이의 차이로 인하여 재료에서 일어나므로; 따라서 상기 온도는 하한으로 결정된다.
상기 기술된 강 시트 성분 및 제조 방법을 사용하므로써, 상기는 동적 변형시 높은 유동 응력을 가진 고 강도 강 시트를 제조하는 것이 가능하고, 그들의 최종 형태에서 강 시트의 미세조직은 페라이트 및/또는 베이나이트의 혼합으로 이루어진 복합 미세조직이고, 그들 중 하나는 주요 상이고, 및 세 번째 상은 3%와 50% 사이의 부피 분율에서 잔류 오스테나이트를 포함하고, 여기에서 동등한 변형의 0% 보다 큰 및 10%로 같거나 이하의 예비-변형 후 5 x 102∼ 5 x 103(1/s)의 변형 속도 범위에서 변형될 때 동등한 변형의 3∼10%의 범위에서 유동 응력의 평균 치 σdyn(MPa)은 예비 변형 없이 5 x 10-4∼ 5 x 10-3(1/s)의 변형 속도 범위에서 측정된 것으로써 정적 인장 시험에서 최대 응력 TS(MPa)의 용어로 표현된 것으로써 σdyn ≥ 0.766 x TS + 250 부등식을 만족하고, 및 변형의 1% 및 5% 사이의 가공 경화지수는 적어도 0.080인 것을 특징으로 한다. 본 발명에 따른 고 강도 강 시트는 소둔, 템퍼 압연, 전기도금 등에 의해 바람직한 제조 형태로 만들어진다.
실시예
본 발명이 실시예의 방법으로 설명될 것이다.
실시예 1
표 1에 목록된 15 강 재료들이 열연된 강 시트를 제조하기 위해 표 2에 목록된 제품 조건하에, 1050∼1250℃로 가열되고 및 열연되고, 냉각 및 코일링되었다. 표 3 및 4에 나타낸 것 처럼, 발명에 따른 성분 조건 및 제품 조건을 만족하는 강 시트는 부피 분율로 처음 잔류 오스테나이트의 3% 내지 50%를 함유하고 및 잔류 오스테나이트내의 고용 [C]와 강 시트에서 평균 Mn eq에 의해 결정된 것으로써 적어도 70 및 250으로 동등하거나 그 이하의 M 값을 가지며, 처음 잔류 오스테나이트 부피 분율 사이의(처음 잔류 오스테나이트 부피 분율 - 5% 변형 후 잔류 오스테나이트 부피 분율) 0.3 이상의 비율로써 나타내므로써 적당한 안전성을 가지고, 적당한 성형성 및 스폿 용접성뿐만 아니라, σdyn ≥ 0.766 x TS + 250, 0.080 이상의 1∼5% 가공 경화 지수 및 40 이상의 1∼5% 가공 경화 지수 x 항복 강도로 나타낸 것으로써 우수한 반-충돌 안정성을 나타낸다.
[ 표 1] 강의 화학 성분
A : 본 발명
B : 비교 예
밑줄친 데이타는 발명의 범위를 벗어난 값을 지시함
*1 : Mn + Ni + Cr + Cu + Mo
[ 표 1] 강의 화학 성분(계속)
A : 본 발명
B : 비교 예
밑줄친 데이타는 발명의 범위를 벗어난 값을 지시함
*1 : Mn + Ni + Cr + Cu + Mo
[표 2] 제조 조건
밑줄친 데이타는 발명의 범위를 벗어난 값을 지시함
*1 : 750∼ 700℃에 대해 15℃/sec
[표 2] 제조 조건(계속)
밑줄친 데이타는 발명의 범위를 벗어난 값을 지시함
[표 3] 강의 미세조직
밑줄친 데이타는 발명의 범위를 벗어난 값을 지시함
잔여 구성요소 : B = 베이나이트, P = 퍼얼라이트
[표 3] 강의 미세조직(계속)
밑줄친 데이타는 발명의 범위를 벗어난 값을 지시함
잔여 구성요소 : B = 베이나이트, P = 퍼얼라이트
[표 4] 강의 기계적 특성
밑줄친 데이타는 발명의 범위를 벗어난 값을 지시함
*1 : σdyn -(0.766 x TS + 250)
C = C 방향에서 단축(單軸) 인장
L = L 방향에서 단축 인장
[표 4] 강의 기계적 특성(계속)
밑줄친 데이타는 발명의 범위를 벗어난 값을 지시함
*1 : σdyn -(0.766 x TS + 250)
C = C 방향에서 단축(單軸) 인장
E = 평행 양축 인장
실시예 2
표 5에 목록된 25 강 재료들은 Ar3 또는 그 이상에서 완전히 열연 공정에 영향을 받고, 및 냉각 후 그들은 코일링되고 및 그 후 냉연에 이어 산 피클링되었다. Ac1 및 Ac3 온도는 각 강 구성 성분으로부터 결정되었고, 및 가열, 냉각 및 표 6에 목록된 소둔 조건아래에서 유지 후, 그들은 실온으로 냉각되었다. 도 7 및 8에서 나타낸 것 처럼, 발명에 따른 제조 조건 및 성분 조건을 만족하는 강 시트는 잔류 오스테나이트에서 고용 [C]와 강 시트에서 평균 Mn eq로 결정되므로써 적어도 70 및 250 이하의 M 값을 가지며, 및 모두는 σdyn ≥ 0.766 x TS + 250 및 40 이상의 1∼5% 변형 가공 경화 지수 값으로 나타낸 것으로써 우수한 반-충돌 안정성을 나타낸다.
[ 표 5] 강의 화학 성분
A : 본 발명
B : 비교 예
밑줄친 데이타는 발명의 범위를 벗어난 값을 지시함
*1 : Mn + Ni + Cr + Cu + Mo
[ 표 5] 강의 화학 성분(계속)
A : 본 발명
B : 비교 예
밑줄친 데이타는 발명의 범위를 벗어난 값을 지시함
*1 : Mn + Ni + Cr + Cu + Mo
[ 표 5] 강의 화학 성분(계속)
A : 본 발명
B : 비교 예
밑줄친 데이타는 발명의 범위를 벗어난 값을 지시함
*1 : Mn + Ni + Cr + Cu + Mo
[표 6] 제조 조건
밑줄친 데이타는 발명의 범위를 벗어난 값을 지시함
[표 6] 제조 조건(계속)
밑줄친 데이타는 발명의 범위를 벗어난 값을 지시함
[표 7] 강의 미세조직
밑줄친 데이타는 발명의 범위를 벗어난 값을 지시함
[표 7] 강의 미세조직(계속)
밑줄친 데이타는 발명의 범위를 벗어난 값을 지시함
[표 8] 강의 기계적 특성
밑줄친 데이타는 발명의 범위를 벗어난 값을 지시함
*1 : σdyn -(0.766 x TS + 250)
C = C 방향에서 단축(單軸) 인장
L = L 방향에서 단축 인장
E = 평행 양축 인장
[표 8] 강의 기계적 특성(계속)
밑줄친 데이타는 발명의 범위를 벗어난 값을 지시함
*1 : σdyn -(0.766 x TS + 250)
C = C 방향에서 단축(單軸) 인장
E = 평행 양축 인장
미세조직은 다음과 같은 방법에 의해 평가되었다.
페라이트, 베이나이트, 마르텐사이트 및 잔여 조직의 확인이, 위치의 관찰 및 주 입경(원주 평균 직경)의 측정 및 부피 분율은 나이탈 시약으로 에칭된 얇은 강 시트 압연 방향 단면을 1000배 확대 광학 현미경을 사용하여 관찰하므로써 실행되었고 및 상기 시약은 일본 미공개 특허 공보 제 59-219473호에 나타내어져 있다.
잔류 오스테나이트의 주 원주 평균 직경은 일본 미공개 특허 공보 제 3-351209호에 나타내어진 시약으로 에칭된 압연 방향 단면부가 1000배 광학현미경으로 결정되었다. 또한 상기 위치는 같은 사진으로 관찰되었다.
잔류 오스테나이트의 부피 분율(Vγ:퍼센트 단위)은 Mo-Kα X-ray 분석으로, 다음의 방정식에 따라 계산되었다.
Vγ = (2/3){100/(0,7 x α(211)/γ(220) + 1)} +
(1/3){100/(0,78 x α(211)/γ(311) + 1)}
여기에서 α(211),γ(220),α(211) 및 γ(311)은 전극 강도를 나타낸다.
잔류 오스테나이트의 C 농도(Cγ:퍼센트 단위)는 Cu-Kα X-ray 분석을 사용하여 오스테나이트의 (200)면,(220)면 및 (311)면 위의 반사 각으로부터 격자 상수(단위 :옹스트롬)를 결정하여, 다음 방정식에 따라 계산되었다.
Cγ = (격자 상수 - 3.572)/0.033
특성은 다음 방법으로 평가되었다.
인장시험은 0.001/sec의 변형률로 JIS5(게이지 길이 : 50mm, 평행 부품 폭 : 25mm)에 따라 행해졌고, 및 인장강도(TS), 항복강도(YS), 전체 연신율(T.E1) 및 가공 경화 지수(1∼5%의 변형에 대한 n 값)를 결정하므로, YS x 가공경화지수, 항복률(YR = YS/TS x 100) 및 TS x T.E1가 계산되었다.
인장 플랜지 특성은 30 콘(cone) 펀치를 가진 여분의 응고부분이 없는 측부 (burrless side)로 부터 20 mm 천공을 확장하고, 및 균열이 시트 두께를 관통하는 순간 중공 직경(d)과 원래의 중공 직경(do= 20mm)사이의 중공 확장 비율(d/do)을 결정하므로써 측정되었다.
스폿 용접성은 만약 스폿 용접 시험편이 치즐(chisel)로 파괴될 때 박리 파괴를 겪은 강 시트의 제곱근(square root)의 5배의 팁 반경을 가진 전극을 사용한 구축 전류인 0.9배의 전류로 결합되었다면 부적절한 것으로 판단된다.
상기에 설명된 것 처럼, 본 발명은 종래에 얻을 수 없는 우수한 반-충돌 안전성 및 성형성을 제공하는 자동차를 위한 경제적이고 적절한 고 강도 열연 강 시트 및 냉연 강 시트의 제공을 가능하게 하고, 및 고 강도 강 시트를 사용하기 위한 목적 및 조건의 뚜렷하게 넓은 범위를 제공한다.

Claims (15)

  1. 중량 퍼센트(wt%)로, 0.03% 내지 0.3%의 C와, 총합이 0.5% 내지 3.0%인 Si와 Al 중 하나 이상과, 총합이 0.5% 내지 3.5%인 Mn, Ni, Cr, Cu 및 Mo 중 하나 이상과, Fe와 불가피한 불순물의 잔부로 구성되고,
    최종 형상으로 얻어지는 강 시트의 미세조직은 그 중 하나가 주상인 페라이트 및 베이나이트와, 체적 분율로 3% 내지 50% 의 잔류 오스테나이트를 포함하는 제 3 상의 혼합 복합 조직이고, 0% 초과 10% 이하의 등가 변형율(equivalent strain)로 예비-변형 후 5 x 102∼ 5 x 103(1/sec)의 변형율 속도 범위내에서 변형될 때 3∼10%의 등가 변형율범위에서 유동 응력의 평균치 σdyn(MPa)은 변형없이 5 x 10-4∼ 5 x 10-3(1/sec)의 변형율 속도 범위에서 측정된 정적 인장 시험에서 최대 응력 TS(MPa)에 의해 표현된 부등식 σdyn ≥ 0.766 x TS + 250을 만족하고, 상기 잔류 오스테나이트내의 고용 [C] 및 강 재료의 평균 Mn 당량{Mn eq = Mn + (Ni + Cr + Cu + Mo)/2}에 의하여 결정되는 값(M = 678-428 x [C] - 33 Mn eq)이 70 이상 250 이하이고, 예비-변형 없는 잔류 오스테나이트 체적 분율과 등가 변형으로 5% 예비-변형을 적용한 후 잔류 오스테나이트 체적 분율사이의 차이는 예비-변형 없는 잔류 오스테나이트 체적 분율의 30% 이상이고, 1% 내지 5%의 변형율에서의 가공 경화 지수는 0.080 이상이고 1% 내지 5%의 변형율 항복강도에서의 가공 경화 지수 값이 40 이상인 것을 특징으로 하는 동적 변형시 높은 유동 응력을 가진 고 강도 강 시트.
  2. 삭제
  3. 삭제
  4. 제 1 항에 있어서,
    상기 잔류 오스테나이트의 평균 입경은 5μm 이하이고, 상기 잔류 오스테나이트의 평균 입경과 주상으로 페라이트 또는 베이나이트의 평균 입경 비율은 0.6 이하이고, 주상의 평균 입경이 10μm 이하인 것을 특징으로 하는 동적 변형시 높은 유동 응력을 가진 고 강도 강 시트.
  5. 제 1 항 또는 제 4 항에 있어서,
    마르텐사이트의 체적 분율은 3∼30%이고, 및 상기 마르텐사이트의 평균 입경은 10μm 이하인 것을 특징으로 하는 동적 변형시 높은 유동 응력을 가진 고 강도 강 시트.
  6. 제 5 항에 있어서,
    페라이트의 체적 분율은 40% 이상인 것을 특징으로 하는 동적 변형시 높은 유동 응력을 가진 고 강도 강 시트.
  7. 제 6 항에 있어서,
    항복율은 85%이하이고 및 인장강도 x 전체 연신율의 값이 20,000 이상인 것을 특징으로 하는 동적 변형시 높은 유동 응력을 가진 고 강도 강 시트.
  8. 제 1 항에 있어서,
    추가로, 중량 퍼센트(wt%)로, Nb, Ti과 V 중 하나 이상이 0.3% 이하이고 P가 0.3% 이하이고 B이 0.01% 이하인 Nb, Ti, V, P와 B 중 하나 이상과, 0.0005% 내지 0.01%의 Ca와 0.005% 내지 0.05%의 REM 중 하나 이상을 함유하는 것을 특징으로 하는 동적 변형시 높은 유동 응력을 가진 고 강도 강 시트.
  9. 삭제
  10. 삭제
  11. 최종 형상으로 얻어지는 강 시트의 미세조직은 그 중 하나가 주상인 페라이트 및 베이나이트와, 체적 분율로 3% 내지 50% 의 잔류 오스테나이트를 포함하는 제 3 상의 혼합 복합 조직이고, 0% 초과 10%이하의 등가 변형율(equivalent strain)로 예비-변형 후 5 x 102∼ 5 x 103(1/sec)의 변형율 속도 범위내에서 변형될 때 3∼10%의 등가 변형율 범위에서의 유동 응력의 평균치 σdyn(MPa)은 예변형 없이 5 x 10-4∼ 5 x 10-3(1/sec)의 변형율 속도 범위에서 측정된 정적 인장 시험에서 최대 응력 TS(MPa)에 의해 표현된 부등식 σdyn ≥ 0.766 x TS + 250을 만족하고, 상기 잔류 오스테나이트내의 고용 [C] 및 강 재료의 평균 Mn 당량{Mn eq = Mn + (Ni + Cr + Cu + Mo)/2}에 의하여 결정되는 값(M = 678-428 x [C] - 33 Mn eq)이 70 이상 250 이하이고, 예비-변형 없는 잔류 오스테나이트 체적 분율과 등가 변형으로 5% 예비-변형을 적용한 후 잔류 오스테나이트 체적 분율 사이의 차이는 예비-변형 없는 잔류 오스테나이트 체적 분율의 30% 이상이고, 1% 내지 5%의 변형율에서의 가공 경화 지수는 0.080 이상이고 1% 내지 5%의 변형율 항복 강도에서의 가공 경화지수 값이 40 이상 고강도 강 시트로,
    중량 퍼센트(wt%)로, 0.03% 내지 0.3%의 C와, 총합이 0.5% 내지 3.0%인 Si와 Al 중 하나 이상과, 총합이 0.5% 내지 3.5%인 Mn, Ni, Cr, Cu 및 Mo 중 하나 이상과, Fe와 불가피한 불순물의 잔부로 구성되는 용융 금속을 슬라브로 연속 주조하는 단계,
    상기 슬라브를 재가열 또는 재가열 단계를 거치지 않고 슬라브를 스트립으로 곧 바로 열간 압연하고, Ar3- 50℃ 내지 Ar3+ 120℃의 마무리 온도에서 상기 스트립을 마무리 열간 압연하는 단계,
    5℃/초 이상의 평균 냉각 속도로 상기 열간 압연 스트립을 냉각하는 단계, 및
    상기 냉간 스트립이 500℃ 이하의 온도에서 권취되는 단계를 구성하는 것을 특징으로 하는 동적 변형시 높은 유동 응력을 가진 고 강도 열연 강 시트 제조방법.
  12. 제 11 항에 있어서,
    Ar3- 50℃ 내지 Ar3+ 120℃의 범위로 열간 압연하기 위한 마무리 온도에서, 상기 열간 압연이 야금학적 지수(A)인 아래 (1)과 (2) 부등식을 만족하도록 수행되고, 실행 테이블에서 수반되는 평균 냉각 속도는 5℃/초 이상이고, 권취는 상기 언급된 야금학적 지수(A)와 권취 온도(CT)가 아래 부등식 (3)을 만족하도록 성취되는 것을 특징으로 하는 동적 변형시 높은 유동 응력을 가진 고 강도 열연 강 시트 제조 방법.
    9 ≤ logA ≤ 18 (1)
    ΔT ≥ 21 x logA - 178 (2)
    CT ≤ 6 x logA + 312 (3)
  13. 최종 형상으로 얻어지는 강 시트의 미세조직은 그 중 하나가 주상인 페라이트 및 베이나이트와, 체적 분율로 3% 내지 50% 의 잔류 오스테나이트를 포함하는 제 3 상의 혼합 복합 조직이고, 0% 초과 10%이하의 등가 변형율(equivalent strain)로 예비-변형 후 5 x 102∼ 5 x 103(1/sec)의 변형율 속도 범위내에서 변형될 때 3∼10%의 등가 변형율 범위에서의 유동 응력의 평균치 σdyn(MPa)은 예변형 없이 5 x 10-4∼ 5 x 10-3(1/sec)의 변형율 속도 범위에서 측정된 정적 인장 시험에서 최대 응력 TS(MPa)에 의해 표현된 부등식 σdyn ≥ 0.766 x TS + 250을 만족하고, 상기 잔류 오스테나이트내의 고용 [C] 및 강 재료의 평균 Mn 당량{Mn eq = Mn + (Ni + Cr + Cu + Mo)/2}에 의하여 결정되는 값(M = 678-428 x [C] - 33 Mn eq)이 70 이상 250 이하이고, 예비-변형 없는 잔류 오스테나이트 체적 분율과 등가 변형으로 5% 예비-변형을 적용한 후 잔류 오스테나이트 체적 분율 사이의 차이는 예비-변형 없는 잔류 오스테나이트 체적 분율의 30% 이상이고, 1% 내지 5%의 변형율에서의 가공 경화 지수는 0.080 이상이고 1% 내지 5%의 변형율 항복 강도에서의 가공 경화지수 값이 40 이상 고강도 강 시트로,
    중량 퍼센트(wt%)로, 0.03% 내지 0.3%의 C와, 총합이 0.5% 내지 3.0%인 Si와 Al 중 하나 이상과, 총합이 0.5% 내지 3.5%인 Mn, Ni, Cr, Cu 및 Mo 중 하나 이상과, Fe와 불가피한 불순물의 잔부로 구성되는 용융 금속을 슬라브로 연속 주조하는 단계,
    상기 슬라브를 재가열 또는 재가열 단계를 거치지 않고 슬라브를 스트립으로 곧 바로 열간 압연하는 단계,
    Ar3- 50℃ 내지 Ar3+ 120℃의 마무리 온도에서 상기 스트립을 마무리 열간 압연하는 단계,
    5℃/초 이상의 평균 냉각 속도로 상기 열간 압연 스트립을 냉각하는 단계,
    상기 냉간 스트립이 500℃ 이하의 온도에서 권취되는 단계,
    다시 감긴 스트립을 산 피클링하는 단계,
    상기 산 피클링이 이루어진 스트립을 냉간 압연하는 단계,
    0.1 x (Ac3-Ac1) + Ac1℃ 내지 Ac3+ 50℃의 온도에서 10초 내지 3분동안 상기 스트립을 연속 어닐링하는 단계,
    상기 어닐링 스트립을 1 - 10℃/sec의 첫 번째 냉각 속도로 550 ∼ 720℃의 첫 번째 냉각 종료 온도로 냉각하는 단계,
    추가로 상기 첫 번째 냉각된 스트립을 10 - 200℃/sec의 두 번째 냉각 속도로 150 ∼ 450℃의 두 번째 냉각 종료 온도로 냉각하는 단계,
    상기 두 번째 냉각된 스트립을 15초 내지 20분동안 150 ∼ 500℃의 온도에서 유지하는 단계, 및
    상기 스트립을 상온으로 냉각하는 단계를 구성하는 것을 특징으로 하는 동적 변형시 높은 유동 응력을 가진 고 강도 열연 강 시트 제조방법.
  14. 최종 형상으로 얻어지는 강 시트의 미세조직은 그 중 하나가 주상인 페라이트 및 베이나이트와, 체적 분율로 3% 내지 50% 의 잔류 오스테나이트를 포함하는 제 3 상의 혼합 복합 조직이고, 0% 초과 10%이하의 등가 변형율(equivalent strain)로 예비-변형 후 5 x 102∼ 5 x 103(1/sec)의 변형율 속도 범위내에서 변형될 때 3∼10%의 등가 변형율 범위에서의 유동 응력의 평균치 σdyn(MPa)은 예변형 없이 5 x 10-4∼ 5 x 10-3(1/sec)의 변형율 속도 범위에서 측정된 정적 인장 시험에서 최대 응력 TS(MPa)에 의해 표현된 부등식 σdyn ≥ 0.766 x TS + 250을 만족하고, 상기 잔류 오스테나이트내의 고용 [C] 및 강 재료의 평균 Mn 당량{Mn eq = Mn + (Ni + Cr + Cu + Mo)/2}에 의하여 결정되는 값(M = 678-428 x [C] - 33 Mn eq)이 70 이상 250 이하이고, 예비-변형 없는 잔류 오스테나이트 체적 분율과 등가 변형으로 5% 예비-변형을 적용한 후 잔류 오스테나이트 체적 분율 사이의 차이는 예비-변형 없는 잔류 오스테나이트 체적 분율의 30% 이상이고, 1% 내지 5%의 변형율에서의 가공 경화 지수는 0.080 이상이고 1% 내지 5%의 변형율 항복 강도에서의 가공 경화지수 값이 40 이상 고강도 강 시트로,
    중량 퍼센트(wt%)로, 0.03% 내지 0.3%의 C와, 총합이 0.5% 내지 3.0%인 Si와 Al 중 하나 이상과, 총합이 0.5% 내지 3.5%인 Mn, Ni, Cr, Cu 및 Mo 중 하나 이상과, Fe와 불가피한 불순물의 잔부로 구성되는 용융 금속을 슬라브로 연속 주조하는 단계,
    상기 슬라브 재가열 단계를 거치고 또는 거지치 않고 슬라브를 스트립으로 곧 바로 열간 압연하는 단계,
    Ar3- 50℃ 내지 Ar3+ 120℃의 마무리 온도에서 상기 스트립을 마무리 열간 압연하는 단계,
    5℃/초 이상의 평균 냉각 속도로 상기 열간 압연 스트립을 냉각하는 단계,
    상기 냉간 스트립이 500℃ 이하의 온도에서 권취되는 단계,
    다시 감긴 스트립을 산 피클링하는 단계,
    상기 산 피클링이 이루어진 스트립을 냉간 압연하는 단계,
    0.1 x (Ac3-Ac1) + Ac1℃ 내지 Ac3+ 50℃의 온도에서 10초 내지 3분동안 상기 스트립을 연속 어닐링하는 단계,
    상기 어닐링 스트립을 1 - 10℃/sec의 첫 번째 냉각 속도로 550 ∼ 720℃의 두 번째 냉각 시작 온도(Tq)로 첫 번째 냉각하는 단계,
    상기 냉각된 스트립을 10 - 200℃/sec의 두 번째 냉각 속도에서 성분 및 어닐링 온도(To)에 의해 결정된 온도(Tem)로부터 500℃까지 두 번째 냉각 정지 온도 (Te)로 추가 냉각하는 단계,
    상기 두 번째 냉각된 스트립을 15초 내지 20분동안 Te-50 내지 500℃의 온도 (Toa)에서 유지하는 단계, 및
    상기 스트립을 상온으로 냉각하는 단계를 구성하는 것을 특징으로 하는 동적 변형시 높은 유동 응력을 가진 고 강도 열연 강 시트 제조방법.
  15. 제 13 항 또는 제 14 항에 있어서,
    추가로, 중량 퍼센트(wt%)로, Nb, Ti과 V 중 하나 이상이 0.3% 이하이고 P가 0.3% 이하이고 B이 0.01% 이하인 Nb, Ti, V, P와 B 중 하나 이상과, 0.0005% 내지 0.01%의 Ca와 0.005% 내지 0.05%의 REM 중 하나 이상을 함유하는 것을 특징으로 하는 동적 변형시 높은 유동 응력을 가진 고 강도 강 시트 제조방법.
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