KR20010024057A

KR20010024057A - 용접 열 영향부의 연화가 감소된 고강도 강판

Info

Publication number: KR20010024057A
Application number: KR1020007002795A
Authority: KR
Inventors: 도모끼요도시마사; 다니구찌히로까즈; 마루따료
Original assignee: 아사무라 타카싯; 신닛뽄세이테쯔 카부시키카이샤
Priority date: 1998-07-16
Filing date: 1999-07-15
Publication date: 2001-03-26
Also published as: CA2304065C; BR9906602A; AU741094B2; AU4652599A; CA2304065A1; WO2000004200A1; EP1026274A4; US6428631B1; TWI221160B; KR100368461B1; EP1026274A1

Abstract

용접 후 열 영향부의 연화에 대한 저항성, 우수한 성형성 및 우수한 피로 특성을 가진 고강도 강판은, 중량 %로, C : 0.01 내지 0.15%, Si : 0.005 내지 1.0%, Mn : 0.1 내지 2.2%, P : 0.001 내지 0.06%, S : 0.001 내지 0.01%, N : 0.0005 내지 0.01%, Al : 0.001 내지 0.1%, Nb : 0.005 내지 0.05%, Mo : 0.05 내지 0.5%, Fe : 주 성분을 구성하고, 여기에서 상기 구성 성분은 다음 식(A)을 만족한다.

0.22 ≥ C(%) + (Si/30)(%) + (Mn/20)(%) + (Mo/15)(%) ..... (A)

Description

용접 열 영향부의 연화가 감소된 고강도 강판{HIGH-STRENGTH STEEL PLATE REDUCED IN SOFTENING IN WELD HEAT-AFFECTED ZONE}

본 발명의 목적은 상기 문제를 해결하기 위한 것이다. 즉, 본 발명은 용접 후 성형성이 우수하고 및 추가로 피로 특성이 우수하고 및 추가로 열 영향 부의 기계적 강도가 악화되지 않은 고강도 열간 압연 강판, 고강도 냉간 압연 강판 또는 고강도 표면 처리강판과 같은 고강도 강판을 제공하기 위해 이루어졌다.

요약하면, 상기 문제들을 해결하기 위해 본 발명은 다음 항목 (1) 내지 (8)로 기술된 고강도 강판을 제공한다. 또한, 본 발명은 다음 항목 (9) 내지 (16)으로 기술된 고강도 강판을 제공하므로써 상기 문제들을 해결하기 위한 것이다.

(1) 용접 후 열 영향부의 연화에 대한 저항성과 우수한 성형성을 가진 고강도 강판은,

중량 %로,

C : 0.01 내지 0.15%

Si : 0.005 내지 1.0%

Mn : 0.1 내지 2.2%

P : 0.001 내지 0.06%

S : 0.001 내지 0.01%

N : 0.0005 내지 0.01%

Al : 0.001 내지 0.1%

Nb : 0.005 내지 0.05%

Mo : 0.05 내지 0.5%

Fe : 주 성분을 구성하고,

여기에서 상기 구성 성분은 다음 식(A)을 만족한다.

0.22 ≥ C(%) + (Si/30)(%) + (Mn/20)(%) + (Mo/15)(%) ..... (A)

(2)용접 후 열 영향부의 연화에 대한 저항성과 우수한 성형성을 가진 고강도 강판은,

중량 %로,

C : 0.01 내지 0.15%

Si : 0.005 내지 1.0%

Mn : 0.1 내지 2.2%

P : 0.001 내지 0.06%

S : 0.001 내지 0.01%

N : 0.0005 내지 0.01%

Al : 0.001 내지 0.1%

Nb : 0.005 내지 0.05%

Mo : 0.05 내지 0.5%

Fe : 주 성분을 구성하고,

여기에서 상기 구성 성분은 다음 식(A)을 만족하고, 및 1μm²의 평면 시야 당 전위 밀도는 50/μm²이상이고 및 10,000/μm²이하이다.

0.22 ≥ C(%) + (Si/30)(%) + (Mn/20)(%) + (Mo/15)(%) ..... (A)

(3) 용접 후 열 영향부의 연화에 대한 저항성과 우수한 성형성을 가진 고강도 강판은,

중량 %로,

C : 0.01 내지 0.15%

Si : 0.005 내지 1.0%

Mn : 0.1 내지 2.2%

P : 0.001 내지 0.06%

S : 0.001 내지 0.01%

N : 0.0005 내지 0.01%

Al : 0.001 내지 0.1%

Nb : 0.005 내지 0.05%

Mo : 0.05 내지 0.5%

Ti : 0.001 내지 0.02%

Fe : 주 성분을 구성하고,

여기에서 상기 구성 성분은 다음 식(A)을 만족한다.

0.22 ≥ C(%) + (Si/30)(%) + (Mn/20)(%) + (Mo/15)(%) ..... (A)

(4) 용접 후 열 영향부의 연화에 대한 저항성과 우수한 성형성을 가진 고강도 강판은,

중량 %로,

C : 0.01 내지 0.15%

Si : 0.005 내지 1.0%

Mn : 0.1 내지 2.2%

P : 0.001 내지 0.06%

S : 0.001 내지 0.01%

N : 0.0005 내지 0.01%

Al : 0.001 내지 0.1%

Nb : 0.005 내지 0.05%

Mo : 0.05 내지 0.5%

Ti : 0.001 내지 0.02%

Fe : 주 성분을 구성하고,

0.22 ≥ C(%) + (Si/30)(%) + (Mn/20)(%) + (Mo/15)(%) ..... (A)

(5) (1), (2), (3), 또는 (4) 항에 따라서, 상기 고강도 강판은 고강도 열간 압연 강판인 것을 특징으로 하는 용접 후 열 영향부의 연화에 대한 저항성과 우수한 성형성을 가진 고강도 강판.

(6) (1), (2), (3), 또는 (4) 항에 따라서, 상기 고강도 강판은 고강도 냉간 압연 강판인 것을 특징으로 하는 용접 후 열 영향부의 연화에 대한 저항성과 우수한 성형성을 가진 고강도 강판.

(7) (1), (2), (3), (4), (5) 또는 (6) 항에 따라서, 상기 고강도 강판은 고강도 표면 처리강판인 것을 특징으로 하는 용접 후 열 영향부의 연화에 대한 저항성과 우수한 성형성을 가진 고강도 강판.

(8) (7) 항에 따라서, 상기 고강도 표면 처리 강판은 고강도 아연 도금 강판인 것을 특징으로 하는 용접 후 열 영향부의 연화에 대한 저항성과 우수한 성형성을 가진 고강도 강판.

(9) 용접 후 열 영향부의 연화에 대한 저항성, 우수한 성형성 및 우수한 피로특성을 가진 고강도 강판은,

중량 %로,

C : 0.01 내지 0.15%

Si : 0.005 내지 1.0%

Mn : 0.1 내지 2.2%

P : 0.001 내지 0.06%

S : 0.001 내지 0.01%

N : 0.0005 내지 0.01%

Al : 0.001 내지 0.1%

Nb : 0.005 내지 0.05%

Mo : 0.05 내지 0.5%

Cu : 0.2 내지 2.0%

Ni : 0.05 내지 2.0%

Fe : 주 성분을 구성하고,

여기에서 상기 구성 성분은 다음 식(A)을 만족한다.

0.22 ≥ C(%) + (Si/30)(%) + (Mn/20)(%) + (Mo/15)(%) ..... (A)

(10)용접 후 열 영향부의 연화에 대한 저항성, 우수한 성형성 및 우수한 피로 특성을 가진 고강도 강판은,

중량 %로,

C : 0.01 내지 0.15%

Si : 0.005 내지 1.0%

Mn : 0.1 내지 2.2%

P : 0.001 내지 0.06%

S : 0.001 내지 0.01%

N : 0.0005 내지 0.01%

Al : 0.001 내지 0.1%

Nb : 0.005 내지 0.05%

Mo : 0.05 내지 0.5%

Cu : 0.2 내지 2.0%

Ni : 0.05 내지 2.0%

Fe : 주 성분을 구성하고,

0.22 ≥ C(%) + (Si/30)(%) + (Mn/20)(%) + (Mo/15)(%) ..... (A)

(11) 용접 후 열 영향부의 연화에 대한 저항성, 우수한 성형성 및 우수한 피로 특성을 가진 고강도 강판은,

중량 %로,

C : 0.01 내지 0.15%

Si : 0.005 내지 1.0%

Mn : 0.1 내지 2.2%

P : 0.001 내지 0.06%

S : 0.001 내지 0.01%

N : 0.0005 내지 0.01%

Al : 0.001 내지 0.1%

Nb : 0.005 내지 0.05%

Mo : 0.05 내지 0.5%

Ti : 0.001 내지 0.02%

Cu : 0.2 내지 2.0%

Ni : 0.05 내지 2.0%

Fe : 주 성분을 구성하고,

여기에서 상기 구성 성분은 다음 식(A)을 만족한다.

0.22 ≥ C(%) + (Si/30)(%) + (Mn/20)(%) + (Mo/15)(%) ..... (A)

(12) 용접 후 열 영향부의 연화에 대한 저항성, 우수한 성형성 및 우수한 피로 특성을 가진 고강도 강판은,

중량 %로,

C : 0.01 내지 0.15%

Si : 0.005 내지 1.0%

Mn : 0.1 내지 2.2%

P : 0.001 내지 0.06%

S : 0.001 내지 0.01%

N : 0.0005 내지 0.01%

Al : 0.001 내지 0.1%

Nb : 0.005 내지 0.05%

Mo : 0.05 내지 0.5%

Ti : 0.001 내지 0.02%

Cu : 0.2 내지 2.0%

Ni : 0.05 내지 2.0%

Fe : 주 성분을 구성하고,

0.22 ≥ C(%) + (Si/30)(%) + (Mn/20)(%) + (Mo/15)(%) ..... (A)

(13) (9), (10), (11), 또는 (12) 항에 따라서, 상기 고강도 강판은 고강도 열간 압연 강판인 것을 특징으로 하는 용접 후 열 영향부의 연화에 대한 저항성, 우수한 성형성 및 우수한 피로 특성을 가진 고강도 강판.

(14) (9), (10), (11), 또는 (12) 항에 따라서, 상기 고강도 강판은 고강도 냉간 압연 강판인 것을 특징으로 하는 용접 후 열 영향부의 연화에 대한 저항성, 우수한 성형성 및 우수한 피로 특성을 가진 고강도 강판.

(15) (9), (10), (11), (12), (13) 또는 (14) 항에 따라서, 상기 고강도 강판은 고강도 표면 처리강판인 것을 특징으로 하는 용접 후 열 영향부의 연화에 대한 저항성, 우수한 성형성 및 우수한 피로 특성을 가진 고강도 강판.

(16) (15) 항에 따라서, 상기 고강도 표면 처리 강판은 고강도 아연 도금 강판인 것을 특징으로 하는 용접 후 열 영향부의 연화에 대한 저항성, 우수한 성형성 및 우수한 피로 특성을 가진 고강도 강판.

본 발명은 용접 후 성형성이 우수하고 및 추가로 피로 특성이 우수하고 및 추가로 열 영향 부의 연화(軟化)에 대한 저항성이 우수한 고강도 열간 압연 강판, 고강도 냉간 압연 강판 또는 고강도 표면 처리 강판과 같은 고강도 강판에 관한 것이다.

종래, 자동차용 본체 또는 부품들이 제조될 때, 자동차의 부재는 압축 성형 에 의해 형성되고, 및 따라서 형성 부재는 스폿 용접(spot welding) 또는 아크 용접(arc welding)의 수단을 통해 단일체로 조합되고 및 조립된다. 최근에, 자동차 본체의 중량을 감소하고 및 제조 비용의 감소 목적을 위한 재료 생산을 강화하기 위해서, 기계적 강도의 차이 또는 두께의 차이를 가진 강판이 용접 수단에 의해 단일체로 조합되고 및 그 후 상기 조합된 본체가 압축 성형되는 방법내에서 연구가 이루어졌다. 자동차 본체의 중량을 감소하기 위해서, 본 발명가들은 자동차 본체로 고강도 강판을 적용하는 방법을 적극적으로 연구하였다.

그러나, 상기 강판이 용접 부 및 열 영향부를 가질 때, 다음과 같은 문제들이 용접 후 강판을 압축 성형하는 공정에서 나타났다. 강판의 성형성은 압축 성형의 공정에서 발생된 크랙으로 인하여 악화되고, 용접이 압축 성형 공정 후 행해진 종래 제조 공정에서 실현되지 않았다. 추가로, 열 영향부에서 재료는 압축 성형 공정에서 연화되었지만, 종래 제조 공정에서는 실현되지 않았다.

용접 부의 기계적 강도 개선은 일본 특허 공개평 제 3-199343호, 일본 특허 공개평 제 5-186849호 및 다른 것들에 의해 제안되었다. 그러나, 상기 특허 공보들에 의해 제안된 기술에서, 성형은 용접 후 행해지지 않았다. 따라서, 상기 특허 공보를 통해 제안된 기술들은 압축 성형이 용접 후 행해진 기술로에서 차이가 있다고 하겠다. 용접되어진 후 강판의 성형성을 강화하는 방법에 관하여는, 일본 특허 공개평 제 7-26346호에 하나의 방법으로 제안되었다. 상기 방법에 따라서, 초저 탄소강의 구성 성분은 용접 되어진 후 강판의 성형성을 강화하기 위해 낙관적이다. 상기 방법은 종래 초저 탄소강의 성형성과 비교하여 용접 후 우수한 성형성을 실현할 수 있지만, 그러나, 다음 문제들이 상기 방법에서 나타난다.

상기 제안된 방법은 초저 탄소강에 관계된 것으로, 기계적 강도는 비교적 낮다. 자동차 본체의 중량을 더욱 감소시키기 위해서, 상기는 높은 기계적 강도의 재료에 대한 방법을 적용할 필요가 있다. 그러나, 상기 방법이 고강도 강판에 적용될 때, 용접 후 강판의 성형성은 기술적인 관점으로 분명하게 적용되지 않았다. 추가로, 강판이 용접되어진 후, 열 영향부에서 강판의 기계적 강도는 악화되고, 즉, 열 영향부가 연화된다. 상기 이유로, 제조의 신뢰성은 높지 않다.

자동차에 사용된 부품들은 자동차가 운전될 때 되풀이 되는 하중을 받는다. 따라서, 모재(base metal)와 용접 부의 피로 특성이 우수한 것이 바람직하다.

고강도 강판의 피로 특성에 관하여, 많은 제안들이 고강도 열간 압연 강판을 위해 이루어졌고, 및 소수의 제안들은 고강도 냉간 압연 강판 및 고강도 표면 처리 강판을 위해 이루어졌다. 상기 상황에서, 일본 특허 공개평 제 3-264646 호에는 피로 특성이 강 조직이 이상(dual phase) 조직으로 이루어질 때 개선될 수 있는 기술이 제안되었다. 그러나, 상기 기술에 따라서, 용접 후 압축 성형 특성은 기술적인 관점에서 분명하게 설명되지 않았다. 즉, 용접 후 피로 특성과 압축 성형성이 서로 비교되어진 강판이 제공되지 않았다.

도 1은 성형성 지수에 대한 식(A)의 우항(C(%) + (Si/30)(%) + (Mn/20)(%) + (Mo/15)(%))의 영향을 나타낸 도면이고,

도 2는 열 영향부의 경도를 측정하는 경우 측정 위치 및 간격의 개요를 나타낸 도면이다.

용접 후 강판의 압축 성형성이 양호하게 유지될 때 열 영향부의 연화를 방지하기 위한 방법을 발견하기 위해서, 본 발명가들은 강판 및 용접 방법내에서 연구를 행하였다. 첫 번째, 본 발명가들은 용접 후 강판의 성형성에서 연구가 이루어졌다. 상기 연구의 결과로써, 본 발명가들은 다음을 발견하였다. 고강도 강판을 용접하는 경우에서, 모재의 강도, 용접 부의 강도 및 열 영향부의 강도가 열 이력을 통해 변화되었다.

따라서, 용접 후의 고강도 강판의 압축 성형성은 모재의 강도-연성과 용접 부 및 열 영향부의 강도-연성 사이의 상호 작용 결과로써 결정된다. 추가로, 본 발명가들은 다음을 발견하였다. 강판이 C, Si, Mn, P, S, Al, N, Mo, Nb, Ti, Cu 및 Ni을 함유하는 경우에서, 용접 후 성형성은 Mo, Mn, Si 및 C 함량이 미리 결정된 관계 식을 만족할 때 개선될 수 있다.

열 영향부의 연화를 방지하는 방법내에서 연구 결과로써, 본 발명가들은 Nb 및 Mo의 화합물 첨가가 효과적임을 발견하였다. Nb 및 Mo의 화합물 첨가가 효과적인 이유는 다음으로 고려되어진다. Nb 및 Mo 이 화합물 상태에서 첨가될 때, 강판의 온도가 용접을 통해 상승될지라도, 강판내 전위의 소멸은 방지된다. 따라서, 전위는 석출 핵이되고, 및 (Nb, Mo)C가 짧은 시간내에 석출되어, 열 영향부가 연화로부터 방지될 수 있다. 추가로 본 발명가들은 다음의 지식을 얻었다. 열 영향부의 연화를 방지하는 효과를 더욱 확실하게 나타내기 위해서, 상기는 평면 시야의 1μm²당 전위 밀도가 50 /μm²이상인 것이 바람직할 수 있다.

본 발명이 다음에 상세히 설명되어졌다.

첫 번째, 강의 각 구성 성분의 함량이 미리 결정된 범위로 제한된 이유가 아래에 기술되어졌다.

C는 모재의 기계적 강도를 유지하기 위한 필수 불가결한 성분이다. 용접 공정에서 석출물 (Nb, Mo)C 및 기계적 강도를 유지시키기 위해서 동시에 열 영향부를 연화로부터 방지하기 위해서, 상기는 모재에 대하여 0.01% 이상의 C 함량이 필요하다. 그러나, 탄소 함량이 과도하게 증가될 때, 모재의 가공성은 악화되고, 및 동시에 용접 부는 현저히 경화되고 및 연성은 저하된다. 따라서, 탄소 함량의 상한이 0.15%로 유지되었다.

Si는 모재의 기계적 강도를 얻기 위한 보조 성분이다. 0.005% 이하로 Si 함량을 감소하기 위해서, 제조 비용은 증가되고, 즉 비경제적이다. 따라서, Si 함량의 하한은 0.005%로 설정되었다. Si 함량이 1.0%를 초과할 때, 탈 스케일의 비용은 열간 압연의 공정에서 증가되므로, 비경제적이다. 따라서, Si의 함량의 상한이 1.0%로 설정되었다.

Mn은 모재의 기계적 강도를 강화하기 위한 성분이다. Mn의 함량이 0.1% 이하일 때, 비용은 정련 공정에서 증가되고 비경제적이다. 따라서, Mn 함량의 하한이 0.1%로 설정되었다. Mn의 함량이 2.2%를 초과할 때, 모재의 가공성은 악화되고, 및 동시에 용접 부의 성형성은 악화된다. 따라서, Mn 함량의 상한이 2.2%로 설정되었다.

0.001% 이하의 값으로 P의 함량을 감소시키기 위해서, 산업상 비용은 증가된다. 따라서, P의 하한을 0.001%로 설정하였다. P의 함량이 0.06%를 초과할 때, 응고 편석의 발생은 주조 공정에서 뚜렷하게 될 것이며, 내측에서 크랙을 발생하고 및 성형성을 악화시키며, 및 동시에 용접 부 취성을 발생시키고 및 용접 부의 성형성을 악화시킨다. 따라서, P 함량의 상한을 0.06%로 설정하였다.

0.001% 보다 낮은 값으로 S의 함량을 감소시키기 위해서, 제조 비용은 증가된다. 따라서, S 함량의 하한을 0.001%로 설정하였다. S 함량이 0.01%를 초과할 때, 고온 취성이 발생된다. 따라서, S 함량의 상한을 0.01%로 설정하였다.

Al은 탈산을 위한 필수 성분이다. Al의 함량이 0.001% 이하일 때, 상기는 충분한 탈산을 행하는데 불가능하게 되고, 및 핀 홀(pin hole)과 같은 결함이 발생된다. 따라서, Al 함량의 하한이 0.001%로 설정되었다. Al 함량이 0.1%를 초과할 때, 알루미나와 같은 개재물의 양이 증가되고, 및 강의 연성은 손상된다. 따라서, Al 함량의 상한이 0.1%로 설정되었다.

N은 (Nb, Mo)C의 석출물과 관계되고 및 매우 적은 양으로 석출물내에 함유된다. 따라서, N은 0.0005% 이상의 값으로 함유된다. N의 함량이 0.01%를 초과할 때, NbN이 열간 압연 공정에서 석출되고, 및 열 영향부의 연화를 방지하기 위한 효과적인 Nb의 양은 감소된다. 따라서, N 함량의 상한을 0.01%로 설정하였다.

Nb는 Mo와 함께 열 영향부의 연화를 방지하는 효과적인 성분이다. 따라서, Nb는 본 발명을 위한 필수 불가결한 성분이다. Nb의 함량이 0.005%이하일 때, 부식 저항은 악화되고 및 추가로 열 영향부의 연화를 방지하기 위해 제공될 수 있는 효과는 없다. 따라서, Nb 함량의 하한을 0.005%로 설정하였다. 열 영향부의 연화로부터 방지하는 큰 효과를 제공하기 위해서는, Nb의 함량이 0.05% 이상의 값이 바람직하다. 그러나, Nb의 함량이 0.05%를 초과할 때, 모재의 가공성은 떨어진다. 따라서, Nb 함량의 상한이 0.05%로 설정되었다.

Mo은 Nb와 함께 화합물 첨가로 첨가될 때 열 영향부의 연화로부터 방지하기 위한 효과적인 성분이다. 따라서, Mo는 본 발명을 위한 필수 성분이다. Mo의 함량이 0.05% 이하일 때, 열 영향부가 연화로부터 방지될 수 있는 효과는 없다. 따라서, Mo 함량의 하한이 0.05%로 설정되었다. Mo함량이 0.5%를 초과할 때, Mo의 효과는 과포화되고, 및 추가로 결함을 발생시키는 석출된 개재물의 양이 증가된다. 따라서, Mo 함량의 상한이 0.5%로 설정되었다.

Ti은 C, N 및 S를 고정시키므로써 용접 후 성형성을 강화하는 성분이다. 충분히 높은 효과를 얻기 위해서, 상기는 Ti 첨가가 필요하고 및 양은 0.001% 이상이다. 그러나, 극도로 많은 양의 Ti 이 첨가될 때, 많은 양의 탄질화물이 석출되고,및 모재의 가공성을 악화시킨다. 따라서, Ti의 상한이 0.02%로 설정되었다.

Cu는 피로 특성을 개선하기 위한 효과적인 성분이다. Cu의 함량이 0.2% 이하일 때, 피로 특성을 개선하는 효과를 제공하는 것이 불가능하다. 따라서, Cu 함량의 하한이 0.2%로 설정되었다. Cu의 함량이 2.0%를 초과할 때, 피로 특성을 개선하는 효과는 과포화되고, 및 추가로 제조 비용은 증가된다. 따라서, Cu 함량의 상한이 2.0%로 설정되었다.

Ni은 Cu가 첨가된 강판을 열간 압연하는 공정에서 Cu에 의해 발생된 표면 결함(Cu-스캡)의 발생을 억제하기 위한 성분으로, 강판의 표면 질을 높게 유지하고 및 고온 취성의 발생을 방지할 수 있다. 따라서, Ni은 0.05% 이상의 양으로 첨가되었다. 상기 경우에서, 만약 Ni 이 2.0%를 초과하는 양으로 첨가된다면, 표면 질을 개선하기 위한 효과는 과포화되고, 및 추가로 제조 비용은 증가된다. 따라서, Ni 함량의 상한이 2.0%로 설정되었다. 상기 관계에서, Ni 첨가의 효과는 첨가된 Cu의 양에 따라서 나타내어졌다. 따라서, Ni은 Ni/Cu : 0.25 내지 0.60의 범위로 첨가되는 것이 바람직하다.

본 발명에서, 상기는 첨가될 C, Si, Mn 및 Mo의 양이 다음 식(A)를 만족하는 것이 바람직하다.

0.22 ≥ C(%) + (Si/30)(%) + (Mn/20)(%) + (Mo/15)(%) ..... (A)

본 발명가들은 동일한 성분을 가진 강판이 맞대기 용접되어진 후 다양한 성분의 고강도 강판에 대하여 펀치-인장 성형 시험을 행하고, 및 상기 식의 우항에 대한 값과 펀치-인장 성형 높이의 관계를 연구하였다. 상기 연구의 결과가 도 1에 나타내어졌다. 수평 축은 식(A)의 우항에 의해 계산된 값을 나타내고, 및 수직 축은 용접 후 강판의 펀치-인장 높이가 용접 전 강판의 펀치-인장 높이에 의해 분리될 때 얻어진 값(성형성 지수)을 나타내고 및 따라서 얻어진 값들은 표준화되었다. 상기는 용접 후 더욱 우수한 성형성 지수, 더욱 우수한 성형성을 말할 수 있다. 도 1에서 볼 수 있는 것 처럼, 식(A)가 만족될 때, 즉, 첨가될 C, Si, Mn 및 Mo의 양이 본 발명의 식(A)에 따를 때, 본 발명 고강도 강판의 성형성 지수는 높다. 따라서, 본 발명의 고강도 강판은 성형성이 우수하다.

너무 많은 C, Si, Mn 및 Mo가 용접 부 및 열 영향부의 기계적 강도를 강화하기 위해서 첨가될 때, 용접 부 및 열 영향부의 연성은 악화된다. 결과적으로, 용접 후 강판의 성형성은 악화된다.

도 1에 나타내어진 데이타는 TIG(텅스텐 불활성 가스 아크)용접, 플라즈마 용접, 레이저 용접 및 심 용접(매시 심(mash seam) 용접)과 같은 다양한 용접 방법에 의해 얻어졌다. 본 발명에 따라서, 상기 용접이 다를 때에도, 용접 후 성형성은 첨가될 C, Si, Mn 및 Mo의 양이 식(A)를 만족한다면 실질적으로 동일하게 된다.

강에 불가피하게 함유된 Cr, B, V, Ca 및 Mg 성분들은 본 발명의 고강도 강판의 특징을 해롭게 하지 않는다. 그러나, Cr, B, V, Ca 및 Mg의 양이 많을 때, 재결정 온도는 상승되고, 및 추가로 강판의 압연 특성은 악화되고, 즉 상기는 압연에 의해 제조되는 것을 어렵게 만든다. 따라서, 상기 불가피한 성분들의 함량은 바람직하게 Cr이 0.15 이하이고, Mg 및 Ca 가 0.01% 이하이고, B이 0.005% 이하이고 및 V이 0.01% 이하인 그러한 방법에서 바람직하게 제약을 받는다.

본 발명의 강판을 제조하는 방법에 관하여, 상기 방법을 위한 조건들은 강판을 특징 짓는 용도 및 필요에 따라서 적절하게 선택될 수 있다.

예를 들면, 본 발명의 고강도 강판은 다음과 같은 방법으로 제조될 수 있다.

첫 번째, 상기에 기술된 범위내에서 조절된 성분을 가진 강이 전로에서 만들어지고 및 연속 주조 방법을 통해 슬라브로 조절된다. 따라서 높은 온도에서 얻어진 슬라브는 노 내부로 넣어지고, 또는 다른 방법으로 높은 온도에서 얻어진 슬라브는 실온으로 냉각되어지고 및 그 후 노 내부로 넣어진다. 노에서, 상기 슬라브는 1000 내지 1250℃의 온도 범위로 가열된다. 그런 후, 상기 슬라브는 800 내지 950℃의 온도 범위로 마무리 압연되고 및 700℃ 이하의 온도에서 권취된다. 열간 압연 강판은 상기 방법으로 만들어진다. 다음, 상기 열간 압연 강판은 산 욕조에서 피클링되고 및 냉간 압연기에 의해 냉간 압연되고 및 소둔로에서 소둔된다. 냉간 압연 강판은 상기 방법으로 만들어진다. 고강도 표면 처리 강판을 제조하는 경우, 열간 압연 강판 또는 냉간 압연 강판이 도금되었다. 상기는 소둔 온도가 700℃ 이상이고 및 900℃ 이하인 것이 바람직하다. 소둔 온도가 700℃ 이하일 때, 강판은 충분하게 재결정화되지 않아, 상기는 모재의 안정한 가공성을 제공하는 것을 어렵게 만든다. 상기 이유로, 소둔 온도의 하한이 700℃로 설정되었다. 상기 소둔 온도가 900℃를 초과할 때, 모재의 결정립 크기는 너무 조대해지고 및 강판 표면은 압축 성형의 경우 너무 거칠어진다. 따라서, 소둔 온도의 상한이 900℃로 설정되었다.

자동차, 전기 기구 및 건축 재료용으로 사용된 대 부분의 고강도 표면 처리 강판은 열간-딥 아연 도금 강판들이다. 강판이 아연 도금될 때, 열간-딥 아연 도금은 소둔으로써 동일한 장치 또는 동일한 라인에 의해 동시에 소둔을 가진 강판 위에서 행해진다. 강판 표면 위에 행해진 도금의 양은 3mg/m²내지 800 g/m²이다. 강판의 표면위에 행해진 도금의 양이 3mg/m²이하일 때, 상기는 부식 저항의 효과를 나타내는 것을 불가능하게 만들고, 즉, 상기는 도금 목적을 성취하는 것을 불가능하게 만든다. 강판의 표면위에 행해진 도금의 양이 800 g/m²이상일 때, 기공과 같은 표면 결함이 용접의 공정중에 발생하는 경향이 있다. 상기 이유로, 도금의 양은 3mg/m²내지 800 g/m²의 범위로 유지된다.

전기 도금이 행해지거나 또는 유기 화합물 코팅이 소둔 완성 후 강판 표면위에 형성될 때 조차도, 열간-딥 아연 도금이 소둔과 함께 동시에 행해진 경우의 것과 동일한 효과가 본 발명에 의해 제공될 수 있다.

얻어진 고강도 열간 압연 강판, 고강도 냉간 압연 강판 또는 고강도 표면처리 강판(예를 들면, 열간-딥 아연 도금 강판)의 경우, 평면 시야의 1μm²당 전위 밀도는 50/μm²이상일때, 상기는 열 영향부의 연화로부터 방지하는 것을 가능하게 한다. 비록 전위 밀도가 위치 및 방향에 의해 변할지라도, 전위의 수가 투과 전자 현미경(TEM)의 10 시야에서 측정되고 및 측정된 값이 50/μm²이상일 때, 용접의 공정에서 만들어진 (Nb, Mo)C는 짧은 기간에 석출되고, 및 열 영향부의 연화는 더욱 효율적으로 억제될 수 있다. 전위 밀도가 10,000 /μm²를 초과할 때, 압축 성형성은 악화되고, 거기에는 크랙의 발생을 가능하게 한다. 따라서, 전위 밀도의 상한이 10,000 /μm²로 설정되었다. 상기 관계에서, 보통 소둔된 강판의 경우, 전위 밀도는 5 내지 20μm²이다. 따라서, 상기 효과는 1.0% 이상의 소성 변형과 연신율로써 10.0% 이하가 강판에 주어질 때 제공될 수 있다. 변형이 주어진 방법의 실시예들이 조질(skin-pass) 압연의 방법과 강판이 절단된 후 주어진 인장 변형의 방법이다. 상기 방법을 통해, 고강도 열간 압연 강판, 고강도 냉간 압연 강판 또는 고강도 표면 처리 강판과 같은 고강도 강판을 제공하는 것을 가능하게 하고, 용접 후 성형성은 우수하고 및 열 영향부에서 연화는 거의 일어나지 않았다.

일예 1 - 1

표 1에 나타낸 성분들을 가진 강들이 전로에서 제조되었고 및 연속 주조의 수단을 통해 슬라브로 형성되었다. 그 후, 상기 슬라브들은 2.0mm의 두께인 고강도 열간 압연 강판으로 열간압연되었다. 추가로, 동일한 슬라브들이 열간 압연되었고 및 1.4mm의 두께인 고강도 냉간 압연 강판으로 냉간 압연되었다. 그 후 약간의 강판들이 열간-딥 아연 도금(45g/m²)되어, 고강도 표면 처리 강판이 얻어졌다. 소성 변형은 조질 압연(skin-pass rolling)에 의해 강판에 제공된다. 상기와 같이 제조된 고강도 강판은 인장 시험되었다(JIS Z 2201). 상기 강판의 전위 밀도가 측정되었다. 상기 전위 밀도는 평면 시야의 1μm²당 전위의 수가 10 시야에 관계하여 측정되는 방법내에서 투과 전자 현미경(TEM)에 의해 측정되었고, 및 평균이 전위 밀도로 결정되었다. 상기 측정의 결과가 표 1 및 2에 나타내어졌다.

상기와 같이 얻어진 동일한 강의 고강도 강판은 맞대기 용접되었고, 및 용접 부의 특징이 용접 후 평가되었다. 용접은 레이저 용접에 의해 행해졌다(레이저 전력 : 2kw, 용접 속도 : 2m/min, 보호 가스 : Ar(20L/min)).

용접 후 용접 부의 특징에 관하여, 열 영향부의 연화 상태 및 성형성이 조사 및 평가되었다. 상기 성형성은 에릭션 시험(Erichsen Test)(JIS Z 2247 방법 B)에 의해 평가되었고, 및 성형성 지수는 용접 부의 임계 펀치-인장 높이가 모재의 임계 펀치-인장 높이에 의해 분할될 때 얻어졌다. 열 영향부의 연화 상태는 도 2에서 나타낸 것 처럼 용접 부를 포함한 부분위의 경도가 비커스 경도 시험기(하중 : 0.98 kN)에 의해 측정된 방법으로 조사되었다. 경도의 측정은 다음과 같이 이루어졌다. 측정은 강판 두께의 1/2의 부분에서 이루어졌고, 및 측정 간격은 0.3mm로 설정되었다. 상기 측정 조건하에, 모재의 경도와 가장 연화된 부분의 경도사이의 차이가 측정되었다. 열 영향부의 연화 저항은 측정 결과에 의해 평가되었다. 상기 결과를 표 2에 나타내었다.

일예 1 - 2

상기 일례에서는, 표 1에 나타낸 화학성분을 가진 강으로 만들어진 약간의 슬라브가 사용되었고, 및 최종 판 두께에서 차이가 있는 고강도 냉간 압연 강판 및 고강도 표면 처리 강판이 제조되었다. 제조 공정은 실질적으로 표 1에 나타낸 것과 동일하다. 열간 압연의 압하율은 판 두께의 변화에 따라 변하였다.

상기 강판들은 서로 결합되었고, 및 맞대기 용접이 레이저 용접, 매시 심 용접 및 플라즈마 용접과 같은 다양한 용접 방법에 의해 행해졌고, 및 열 영향부의 연화 상태 및 성형성이 조사되었다. 표 3은 강판의 결합, 용접 방법, 성형성 및 열 영향부의 연화 상태의 조사 결과를 나타내었다. 성형성을 조사하는 방법은 일례 1-1에서 나타낸 것과 동일하다. 열 영향부의 연화 상태는 다음과 같이 일례 1-1과 같은 동일한 방법으로 조사되었다. 경도의 측정은 판 두께 1/2의 부분에서 이루어졌고, 및 측정 부의 간격은 0.3mm로 설정되었다.

각 용접 방법의 용접 조건은 다음으로 기술되었다. 레이저 용접 방법에 관하여, 용접 조건은 용접 속도 : 2m/min, 및 보호 가스 : Ar (20L/min)이었다. 플라즈마 용접 방법에 관하여, 용접 조건은 용접 속도 : 4m/min, 및 보호 가스 : Ar (6L/min)이었다. 매시 심 용접에 관하여, 용접 조건은 용접 속도 : 4m/min, 용접 부에 주어진 힘 : 10kN, 및 겹치기(lap) : 2mm 이었다. 각 용접 방법에 투여된 열은 용접 부의 전체 달굼 및 배제가 발생되지 않은 최대 열 투입으로 결정된다. 용접 공정에서, 열 투여는 적절하게 변화된다.

조사의 결과가 표 3에 나타낸 것 처럼, 관계 일례들의 강판이 서로 결합된 경우와 비교하여, 본 발명의 강판이 서로 결합된 경우 용접 후 성형성 및 열 영향부의 연화에 대한 저항에서 우수하였다. 본 발명의 강판이 비교 일례의 강판과 결합되는 경우 비교 일례의 강판이 비록 열 영향부에서 연화가 시작되었지만 성형성에서 서로 결합된 경우보다 더 우수하였다.

	번호	인장강도(N/mm²)	성형성	열 영향부 연화 특징
			성형성지수	성형성판단 *1	경도 (Hv 0.1)	연화 비율 판단*2
			성형성지수	성형성판단 *1	모재	연화 비율 판단*2	가장 연화된 부분	차이
본 발명강 판	A1	422	0.95	○	140	140	0	○
	A2	471	0.92	○	150	148	2	○
	A3	481	0.90	○	152	150	2	○
	A4	520	0.89	○	161	158	3	○
	A5	549	0.91	○	170	170	0	○
	A6	608	0.92	○	182	181	1	○
	A7	696	0.89	○	205	203	2	○
	A8	785	0.82	○	221	220	1	○
	A9	598	0.88	○	196	195	1	○
	A10	500	0.86	○	161	155	9	○
	A11	520	0.89	○	168	167	1	○
	A12	520	0.89	○	168	168	0	○
비교 예강 판	B1	392	0.93	○	138	108	30	×
	B2	667	0.75	×	198	197	1	○
	B3	598	0.35	×	182	180	2	○
	B4	686	0.53	×	203	199	4	○
	B5	686	0.76	×	202	202	0	○
	B6	422	0.92	○	141	123	18	×
	B7	569	0.72	×	172	141	31	×
	B8	461	0.89	○	153	123	30	×
	B9	667	0.75	×	198	197	1	○
	B10	382	0.89	×	135	103	32	×

*1) 성형성의 판단 : 성형성 지수가 0.8 이하인 경우 ○으로 판정 (우수)

*2) 연화 비율의 판단 : 경도에서 차이가 10 이하인 경우 ○으로 판단 (우수).

*1) 성형성 지수 : 성형성 지수는 다음에 의해 얻어진 값이다; 각 조건하에 용접 부의 펀치-인장 높이는 강의 동일 형태 및 동일 두께의 강판이 서로 맞대기 용접되는 경우에 용접 부의 임계 펀치-인장 높이에 의해 분할되었다.

*2) 모재의 경도 : 강의 다른 형태의 강판 결합의 경우, 낮은 경도의 강판 경도는 모재의 경도로 결정되었다.

*3) 연화 비율의 판단 : 경도의 차이가 10 이하일 때, 연화 비율은 ○으로 결정되었다(우수).

일례 2 - 1

표 4에 나타낸 성분들을 가진 강들이 전로에서 제조되었고 및 연속 주조의 수단을 통해 슬라브로 형성되었다. 그 후, 상기 슬라브들은 고강도 열간 압연 강판으로 열간 압연되었고 및 그 후 1.4mm의 두께인 고강도 냉간 압연 강판으로 냉간 압연되었다. 그 후 약간의 강판들이 열간-딥 아연도금(45g/m²)되어, 고강도 표면처리 강판이 얻어졌다. 소성 변형은 조질 압연(skin-pass rolling)에 의해 강판에 제공되었다.

상기 강판의 전위 밀도가 측정되었다. 상기 전위 밀도는 평면 시야의 1μm²당 전위의 수가 10 시야에 관계하여 측정되는 방법내에서 투과 전자 현미경(TEM)에 의해 측정되었고, 및 평균이 전위 밀도로 결정되었다. 상기 측정의 결과가 표 4 및 5에 나타내어졌다.

JIS 번호 5의 시험 편이 상기와 같이 제조된 고강도 강판으로 만들어졌고, 및 완전히 역 평면 벤딩하에 인장 시험 및 피로 시험이 시험편의 압연 방향으로 행해졌다. 상기 피로 특징은 다음과 같이 평가되었다. 10⁷사이클에서 응력은 피로 강도(QW)로 부여되고, 및 피로 강도(QW)가 인장 시험에서 측정된 인장강도(TS)에 의해 분할될 때 얻어진 값(QW/TS)은 피로 한계의 비율로써 부여된다. 상기 결과를 표 5에 나타내었다.

다음, 동일한 강의 상기와 같이 얻어진 고강도 강판은 맞대기 용접되었고, 및 용접 후의 특징이 용접 후 평가되었다. 용접은 레이저 용접의 수단에 의해 행해졌다(레이저 전력 : 2kw, 용접 속도 : 2m/min, 보호 가스 : Ar(20L/min).

용접 후 용접 부의 특징에 관하여, 열 영향부의 연화 상태 및 성형성은 조사되었고 및 평가되었다. 상기 성형성은 에릭션 시험(JIS Z 2247 방법 B)에 의해 평가되었고, 및 성형성 지수는 용접 부의 임계 펀치-인장 높이가 모재의 임계 펀치-인장 높이에 의해 분할될 때 얻어진다. 상기 열 영향부의 연화 상태는 용접 부를 포함한 부분위의 경도가 도 2에서 나타낸 것 처럼 0.3mm의 간격에서 판 두께의 1/2의 부분에서 비커스 경도 시험기(하중 : 0.98 kN)에 의해 측정된 방법으로 조사되었다. 상기 측정 조건하에, 모재의 경도와 가장 연화된 부분의 경도사이의 차이가 측정되었다. 열 영향부의 연화 저항은 측정 결과에 의해 평가되었다. 상기 결과를 표 5에 나타내었다.

관찰할 수 있는 것 처럼, 본 발명의 강판은 모재의 피로 특징, 용접 후 성형성 및 열 영향부의 연화 저항성에 있어서 비교 예의 강판보다 우수하였다.

일례 2-2

다른 최종 두께의 고강도 냉간 압연 강판과 고강도 표면 처리 강판이 일부의 슬라브로부터 제조되었고, 상기 화학성분은 표 4에 나타내어졌다. 상기 제조 공정은 실질적으로 표 4에 나타낸 제조 조건과 동일하고, 및 벽 두께는 열간 압연의 공정에서 압하율 변화에 의해 변한다.

상기 강판들이 서로 결합되었고, 및 맞대기 용접이 레이저 용접, 매시 심 용접 및 플라즈마 용접과 같은 다양한 용접 방법에 의해 행해졌고, 및 열 영향부의 연화 상태 및 성형성이 조사되었다. 표 6은 강판의 결합, 용접 방법, 성형성 및 열 영향부의 연화 상태의 조사 결과를 나타내었다. 열 영향부의 연화 상태 및 성형성의 조사방법은 일례 2-1에서 나타낸 것들과 동일하다. 각 용접 방법의 용접 조건은 다음과 같이 기술되었다. 레이저 용접 방법에 관하여, 용접 조건은 용접 속도 : 2m/min, 및 보호 가스 : Ar (20L/min)이었다. 플라즈마 용접 방법에 관하여, 용접 조건은 용접 속도 : 0.7m/min, 및 보호 가스 : Ar (6L/min)이었다. 매시 심 용접에 관하여, 용접 조건은 용접 속도 : 4m/min, 용접 부에 주어진 힘 : 10kN, 및 겹치기(lap) : 2mm 이었다. 각 용접 방법에 투여된 열은 용접 부의 전체 달굼 및 배제가 발생되지 않은 최대 열 투입으로 결정된다. 용접 공정에서, 열 투여는 적절하게 변화된다.

조사의 결과가 표 6에 나타낸 것 처럼, 관계 일례들의 강판이 서로 결합된 경우와 비교하여, 본 발명의 강판이 서로 결합된 경우 용접 후 성형성 및 열 영향부의 연화에 대한 저항에서 우수하였다. 본 발명의 강판이 비교 일례의 강판과 결합되는 경우 비교 일례의 강판이 비록 열 영향부에서 연화가 시작되었지만 성형성에서 서로 결합된 경우보다 더 우수하였다.

*2) 모재의 경도 : 강의 다른 형태 강판 결합의 경우, 낮은 경도의 강판 경도가 모재의 경도로 결정되었다.

상기한 바와 같이, 본 발명은 성형성이 우수하고 및 추가로 피로 특성이 우수하고 및 추가로 열 영향 부의 연화에 대한 저항성이 우수한 고강도 열간 압연 강판, 고강도 냉간 압연 강판 또는 고강도 표면 처리 강판과 같은 고강도 강판을 제공하는 것이 가능하다. 따라서, 본 발명은 큰 산업 효과를 제공할 수 있다.

Claims

중량 %로,

C : 0.01 내지 0.15%

Si : 0.005 내지 1.0%

Mn : 0.1 내지 2.2%

P : 0.001 내지 0.06%

S : 0.001 내지 0.01%

N : 0.0005 내지 0.01%

Al : 0.001 내지 0.1%

Nb : 0.005 내지 0.05%

Mo : 0.05 내지 0.5%, 및

Fe : 주 성분을 구성하고,

여기에서 상기 구성 성분은 다음 식(A)을 만족하는 것을 특징으로 하는 용접 후 열 영향부의 연화에 대한 저항성과 우수한 성형성을 가진 고강도 강판

0.22 ≥ C(%) + (Si/30)(%) + (Mn/20)(%) + (Mo/15)(%) ..... (A)
중량 %로,

C : 0.01 내지 0.15%

Si : 0.005 내지 1.0%

Mn : 0.1 내지 2.2%

P : 0.001 내지 0.06%

S : 0.001 내지 0.01%

N : 0.0005 내지 0.01%

Al : 0.001 내지 0.1%

Nb : 0.005 내지 0.05%

Mo : 0.05 내지 0.5%, 및

Fe : 주 성분을 구성하고,

여기에서 상기 구성 성분은 다음 식(A)을 만족하고, 및 1μm²의 평면 시야 당 전위 밀도는 50/μm²이상이고 및 10,000/μm²이하인 것을 특징으로 하는 용접 후 열 영향부의 연화에 대한 저항성과 우수한 성형성을 가진 고강도 강판

0.22 ≥ C(%) + (Si/30)(%) + (Mn/20)(%) + (Mo/15)(%) ..... (A)
중량 %로,

C : 0.01 내지 0.15%

Si : 0.005 내지 1.0%

Mn : 0.1 내지 2.2%

P : 0.001 내지 0.06%

S : 0.001 내지 0.01%

N : 0.0005 내지 0.01%

Al : 0.001 내지 0.1%

Nb : 0.005 내지 0.05%

Mo : 0.05 내지 0.5%

Ti : 0.001 내지 0.02%, 및

Fe : 주 성분을 구성하고,

여기에서 상기 구성 성분은 다음 식(A)을 만족하는 것을 특징으로 하는 용접 후 열 영향부의 연화에 대한 저항성과 우수한 성형성을 가진 고강도 강판

0.22 ≥ C(%) + (Si/30)(%) + (Mn/20)(%) + (Mo/15)(%) ..... (A)
중량 %로,

C : 0.01 내지 0.15%

Si : 0.005 내지 1.0%

Mn : 0.1 내지 2.2%

P : 0.001 내지 0.06%

S : 0.001 내지 0.01%

N : 0.0005 내지 0.01%

Al : 0.001 내지 0.1%

Nb : 0.005 내지 0.05%

Mo : 0.05 내지 0.5%

Ti : 0.001 내지 0.02%, 및

Fe : 주 성분을 구성하고,

여기에서 상기 구성 성분은 다음 식(A)을 만족하고, 및 1μm²의 평면 시야 당 전위 밀도는 50/μm²이상이고 및 10,000/μm²이하인 것을 특징으로 하는 용접 후 열 영향부의 연화에 대한 저항성과 우수한 성형성을 가진 고강도 강판

0.22 ≥ C(%) + (Si/30)(%) + (Mn/20)(%) + (Mo/15)(%) ..... (A)
제 1 항, 2 항, 3 항 또는 4 항에 있어서, 상기 고강도 강판은 고강도 열간 압연 강판인 것을 특징으로 하는 용접 후 열 영향부의 연화에 대한 저항성과 우수한 성형성을 가진 고강도 강판.
제 1 항, 2 항, 3 항 또는 4 항에 있어서, 상기 고강도 강판은 고강도 냉간 압연 강판인 것을 특징으로 하는 용접 후 열 영향부의 연화에 대한 저항성과 우수한 성형성을 가진 고강도 강판.
제 1 항, 2 항, 3 항, 4 항, 5 항 또는 6 항에 있어서, 상기 고강도 강판은 고강도 표면 처리 강판인 것을 특징으로 하는 용접 후 열 영향부의 연화에 대한 저항성과 우수한 성형성을 가진 고강도 강판.
제 7 항에 있어서, 상기 고강도 표면 처리 강판은 고강도 아연 도금 강판인 것을 특징으로 하는 용접 후 열 영향부의 연화에 대한 저항성과 우수한 성형성을 가진 고강도 강판.
중량 %로,

C : 0.01 내지 0.15%

Si : 0.005 내지 1.0%

Mn : 0.1 내지 2.2%

P : 0.001 내지 0.06%

S : 0.001 내지 0.01%

N : 0.0005 내지 0.01%

Al : 0.001 내지 0.1%

Nb : 0.005 내지 0.05%

Mo : 0.05 내지 0.5%

Cu : 0.2 내지 2.0%

Ni : 0.05 내지 2.0%, 및

Fe : 주 성분을 구성하고,

여기에서 상기 구성 성분은 다음 식(A)을 만족하는 것을 특징으로 하는 용접 후 열 영향부의 연화에 대한 저항성, 우수한 성형성 및 우수한 피로특성을 가진 고강도 강판.

0.22 ≥ C(%) + (Si/30)(%) + (Mn/20)(%) + (Mo/15)(%) ..... (A)
중량 %로,

C : 0.01 내지 0.15%

Si : 0.005 내지 1.0%

Mn : 0.1 내지 2.2%

P : 0.001 내지 0.06%

S : 0.001 내지 0.01%

N : 0.0005 내지 0.01%

Al : 0.001 내지 0.1%

Nb : 0.005 내지 0.05%

Mo : 0.05 내지 0.5%

Cu : 0.2 내지 2.0%

Ni : 0.05 내지 2.0%, 및

Fe : 주 성분을 구성하고,

여기에서 상기 구성 성분은 다음 식(A)을 만족하고, 및 1μm²의 평면 시야 당 전위 밀도는 50/μm²이상이고 및 10,000/μm²이하인 것을 특징으로 하는 용접 후 열 영향부의 연화에 대한 저항성, 우수한 성형성 및 우수한 피로특성을 가진 고강도 강판.

0.22 ≥ C(%) + (Si/30)(%) + (Mn/20)(%) + (Mo/15)(%) ..... (A)
중량 %로,

C : 0.01 내지 0.15%

Si : 0.005 내지 1.0%

Mn : 0.1 내지 2.2%

P : 0.001 내지 0.06%

S : 0.001 내지 0.01%

N : 0.0005 내지 0.01%

Al : 0.001 내지 0.1%

Nb : 0.005 내지 0.05%

Mo : 0.05 내지 0.5%

Ti : 0.001 내지 0.02%

Cu : 0.2 내지 2.0%

Ni : 0.05 내지 2.0%, 및

Fe : 주 성분을 구성하고,

여기에서 상기 구성 성분은 다음 식(A)을 만족하는 것을 특징으로 하는 용접 후 열 영향부의 연화에 대한 저항성, 우수한 성형성 및 우수한 피로특성을 가진 고강도 강판.

0.22 ≥ C(%) + (Si/30)(%) + (Mn/20)(%) + (Mo/15)(%) ..... (A)
중량 %로,

C : 0.01 내지 0.15%

Si : 0.005 내지 1.0%

Mn : 0.1 내지 2.2%

P : 0.001 내지 0.06%

S : 0.001 내지 0.01%

N : 0.0005 내지 0.01%

Al : 0.001 내지 0.1%

Nb : 0.005 내지 0.05%

Mo : 0.05 내지 0.5%

Ti : 0.001 내지 0.02%

Cu : 0.2 내지 2.0%

Ni : 0.05 내지 2.0%, 및

Fe : 주 성분을 구성하고,

여기에서 상기 구성 성분은 다음 식(A)을 만족하고, 및 1μm²의 평면 시야 당 전위 밀도는 50/μm²이상이고 및 10,000/μm²이하인 것을 특징으로 하는 용접 후 열 영향부의 연화에 대한 저항성, 우수한 성형성 및 우수한 피로특성을 가진 고강도 강판.

0.22 ≥ C(%) + (Si/30)(%) + (Mn/20)(%) + (Mo/15)(%) ..... (A)
제 9 항, 10 항, 11 항 또는 12 항에 있어서, 상기 고강도 강판은 고강도 열간 압연 강판인 것을 특징으로 하는 용접 후 열 영향부의 연화에 대한 저항성, 우수한 성형성 및 우수한 피로 특성을 가진 고강도 강판.
제 9 항, 10 항, 11 항 또는 12 항에 있어서, 상기 고강도 강판은 고강도 냉간 압연 강판인 것을 특징으로 하는 용접 후 열 영향부의 연화에 대한 저항성, 우수한 성형성 및 우수한 피로 특성을 가진 고강도 강판.
제 9 항, 10 항, 11 항, 12 항, 13 항 또는 14 항에 있어서, 상기 고강도 강판은 고강도 표면 처리 강판인 것을 특징으로 하는 용접 후 열 영향부의 연화에 대한 저항성, 우수한 성형성 및 우수한 피로 특성을 가진 고강도 강판.
제 15 항에 있어서, 상기 고강도 표면 처리 강판은 고강도 아연 도금 강판인 것을 특징으로 하는 용접 후 열 영향부의 연화에 대한 저항성, 우수한 성형성 및 우수한 피로 특성을 가진 고강도 강판.