KR20100106649A

KR20100106649A - 초고강도 트윕 강판 및 그 제조방법

Info

Publication number: KR20100106649A
Application number: KR1020090024715A
Authority: KR
Inventors: 김소연; 홍승현
Original assignee: 현대자동차주식회사; 기아자동차주식회사
Priority date: 2009-03-24
Filing date: 2009-03-24
Publication date: 2010-10-04
Also published as: KR101080727B1

Abstract

냉간 압연과 소둔 공정의 정밀한 제어를 통해 항복강도를 향상시킬 수 있는 트윕 강판 및 그 제조방법이 소개된다. 이 초고강도 트윕 강판은 중량%로, 탄소 0.15∼0.30%, 실리콘 0.01∼0.03%, 망간 15∼25%, 알루미늄 1.2∼3.0%, 인 0.020% 이하, 황 0.001∼0.002%, 나머지 철 및 기타 불가피한 불순물을 포함하는 조성을 갖는 오스테나이트 기지조직의 열연압연 강판을, 냉간 압하율 60~73.5%으로 냉간 압연하고, 900~1000℃에서 연속 소둔 열처리하여 제조된다.

강판, 연신률, 인장강도

Description

초고강도 트윕 강판 및 그 제조방법{ULTRA-HIGH STRENGTH TWIP STEEL SHEETS AND THE MANUFACTURING METHOD THEREOF}

본 발명은 초고강도 트윕(TWIP:TWining Induced Plasticity) 강판 및 그 제조방법에 관한 것이다.

자동차 차체 부품용 소재로 널리 적용되고 있는 고장력 강판은, 인장강도 590~780MPa, 항복강도 270~350MPa, 연신률 25∼35%, 소성변형비 0.9~1.2 정도의 물성을 가지는 강판이 주를 이루고 있다.

그런데, 강판이 고장력화됨에 따라 부품 프레스 성형 시, 터짐 및 주름 등의 연신률 부족과 같은 제반 문제가 발생하게 되었다. 이러한 제반 문제를 해결하기 위해, 부품 강성의 측면을 고려하여 강판의 두께를 크게 하여 사용하고 있으나, 이는 자동차 차체 경량화라는 중요한 과제에 역행하는 것이라 하겠다.

근래에는 다양한 종류의 강판이 개발되어 이상조직강(Dual Phase Steel), 변형여기변태강(TRIP강; Transformation Induced Plasticity Steel) 등이 구조부재에 적용되고 있다. 이 강종은 강도 그레이드에 따라 항복강도 400~700MPa, 인장강도 590~980MPa 내외의 우수한 강도를 보이기는 하지만, 차체 부품으로 성형하기에는 부족한 14~27% 내외의 연신률을 보임에 따라, 프레스 신공정을 적용하거나 금형공법에 변화를 주는 등의 조치가 필요하여 적극적인 적용이 어려웠다.

이와 같이, 강판 소재의 획기적인 성형성으로 복잡한 형상의 차체 부품 적용 요구가 증가하고 있는 시점에서, 본 출원인은 탄소(C) 0.15∼0.30 중량%, 실리콘(Si) 0.01∼0.03 중량%, 망간(Mn) 15∼25 중량%, 알루미늄(Al) 1.2∼3.0 중량%, 인(P) 0.020 중량% 이하, 황(S) 0.001∼0.002 중량%, 잔량의 철(Fe) 및 기타 불가피한 불순물로 이루어지며, 페라이트, 마르텐사이트 및 잔류 오스테나이트 상의 기지조직을 갖는 차체 부품용 초고강도 트윕(TWIP) 강판(한국 공개특허 제2007-0018416호)을 제안한 바 있다.

그러나 위 공개특허에서 제안된 강판이 성형성을 만족시킴에도 불구하고 주요 적용부위인 충돌부재에서 요구하는 높은 항복강도를 얻기에는 부족한 점이 많으므로, 초기 항복강도를 더욱 향상시켜야 할 필요가 있다.

이러한 문제점을 해결하기 위한 본 발명의 목적은, 냉간 압연과 소둔 공정의 정밀한 제어를 통해 항복강도를 향상시킬 수 있는 초고강도 트윕 강판 및 그 제조방법을 제공하는 것이다.

상기 목적을 달성하기 위기 위해 본 발명에 따른 초고강도 트윕 강판은, 중량%로, 탄소 0.15∼0.30%, 실리콘 0.01∼0.03%, 망간 15∼25%, 알루미늄 1.2∼3.0%, 인 0.020% 이하, 황 0.001∼0.002%, 나머지 철 및 기타 불가피한 불순물을 포함하는 조성을 가지며, 냉간 압하율 60~73.5%으로 냉간 압연되어 900~1000℃에서 연속 소둔 열처리되어 제조된다.

아울러, 본 발명에 따른 초고강도 트윕 강판의 제조방법은, 중량%로, 탄소 0.15∼0.30%, 실리콘 0.01∼0.03%, 망간 15∼25%, 알루미늄 1.2∼3.0%, 인 0.020% 이하, 황 0.001∼0.002%, 나머지 철 및 기타 불가피한 불순물을 포함하는 조성을 갖는 오스테나이트 기지조직의 열연압연 강판을, 냉간 압하율 60~73.5%으로 냉간 압연하고, 900~1000℃에서 연속 소둔 열처리한다. 이때, 상기 연속 소둔 열처리에서 열처리 시간은 2~5분 시행하는 것이 바람직하고, 상기 열연압연 강판은, 연속 주조된 슬라브를 1100~1300℃에서 열간 압연 후, 60℃/sec 이하의 속도로 냉각시켜 얻어진다.

종래 트윕(TWIP)강은 냉간 압하율 75.3%이상, 소둔 처리는 800~900 ℃에서 연속소둔(continuous Annealing; 통상적으로 3~5분)을 하고 있으나, 이 공정은 초기충돌성능을 향상시키기 위하여 중요한 항복강도를 향상시켜야 하는 전제 조건을 만족시키기에 불가능하다.

그리고 소둔 공정은 집합조직 발달에 가장 중요한 역할을 하는데, 특히, 트윕강의 우수한 물성을 확보하기 위해서, 안정된 오스테나이트 기지에 적당한 쌍정 형성 속도를 가지는 것이 중요하며, 망간과 탄소는 오스테나이트 상을 안정하게 가져가기 위해 첨가되나 조대한 탄화물이 생기지 않도록 하는 것이 중요하다. 쌍정 발생을 제어하기 위해 알루미늄을 첨가하나, 적층결함에너지가 낮게 되면 쌍정이 발생하지 않고 ε-마르텐사이트가 형성되어 성형성이 현저히 떨어지게 된다. 따라서 적층결함에너지 15mJ/m²보다 낮게 되지 않도록 합금설계하는 것이 중요하다. 본 발명에 적용된 강판의 적층결함에너지는 30~40mJ/m²이다.

항복강도를 향상시키기 위해서는 통상적으로 성분원소를 추가하는데, 특정 원소의 첨가시 적층결함에너지의 변화를 수반하여 연신률 등의 저하 혹은 r값(소성변형비)의 이방적 거동 등의 문제가 생기므로 주의해 접근할 필요가 있다.

이에, 본 발명은 합금 조성의 변화없이 공정변수 제어를 통해 원하는 항복강도를 얻으면서 연신률을 포함한 기계적 물성의 변동이 극소화되도록 한다. 이는 통상적인 TWIP강에서 항복이 시작되기 위해 쌍정발생이 필요한데, 발생속도를 지연하기 위해 결정립 분포와 내부에너지를 제어하는 것을 목표로 하여 냉간압연 압하율과 소둔온도를 제어하는 것이다.

본 발명에 의하면, 냉간 압연과 소둔 공정의 정밀한 제어를 통해 항복강도를 종래 기술과 비교하여 150MPa 이상 향상시킴으로써, 자동차 부품 제조시 초기 충돌 성능을 높이면서도 연신률 등의 저하가 없어 높은 프레스 성형성을 확보할 수 있는 강판을 제조할 수 있다.

아울러, 본 발명은 초고강도 강판을 자동차의 차체부품용 소재로 적용하는 경우 복잡한 형상의 차체 부품이라도 쉽게 성형할 수 있으므로, 현실적으로 불가능했던 고강도-고성형성을 확보할 수 있어 충돌 특성이 우수하면서도 두께를 감소를 통한 차량의 경량화를 이룰 수 있다는 이점이 있다.

이하, 첨부된 도면에 의거하여 본 발명의 바람직한 실시 예에 따른 초고강도 트윕 강판 및 그 제조방법에 대하여 살펴본다.

본 발명은 냉간압연과 소둔 열처리의 정밀한 제어를 통해, 초기 변형시 트윈발생이 쉽게 일어나지 않도록 하여 강판의 변형저항을 극대화하는 동시에 항복강도를 향상시키고, 이후 변형에서는 종래 소재의 가공경화와 유사한 변형을 나타내도록 초고강도 트윕 강판을 제조한다.

이 초고강도 트윕 강판의 제조를 위해, 본 발명에서는 공지의 초고강도 트윕 강판의 조성물 즉, 한국 공개특허 제2007-0018416호에서 제안된 트윕 강판의 조성물 및 함량이 사용된다. 이 조성물의 함량 한정 이유는 상기 공지특허에 기재된 것과 동일하며, 해당 조성물의 함량비는 아래 표 1과 같다.

[표 1]

성분	C	Si	Mn	Al	P	S	Fe
함량 (wt%)	0.15 ~0.30	0.01 ~0.03	15.0 ~25.0	1.20 ~3.00	0.020 이하	0.001 ~0.002	나머지

즉, 본 발명에 따른 초고강도 트윕 강판은, 본 중량%로, 탄소 0.15∼0.30%, 실리콘 0.01∼0.03%, 망간 15∼25%, 알루미늄 1.2∼3.0%, 인 0.020% 이하, 황 0.001∼0.002%, 나머지 철 및 기타 불가피한 불순물을 포함하는 조성을 가지며, 이들 조성물은 열간압연된 후 냉간 압하율 60~73.5%으로 냉간 압연되어 900~1000℃에서 연속 소둔 열처리됨으로써, 항복강도가 향상되면서 연신률을 포함한 기계적 물성 변동이 극소화된 초고강도 트윕 강판으로 제조될 수 있다. 초고강도 트윕 강판의 제조방법을 구체적으로 설명하면 다음과 같다.

먼저, 상기의 조성 및 함량을 갖는 강판 조성물을 전로에서 용해시키고 연속주조한 후, 1100∼1300 ℃에서 열간압연을 실시하여 오스테나이트 조직을 만든다. 이 상태에서 서냉하여 마르텐사이트 조직이 생기지 않도록 한 후, 600∼900 ℃에서 권취한다. 이때, 냉각 속도는 크게 영향을 받지는 않으나 마르텐사이트 변태를 충분히 발생시키기 위해서는 60℃/sec 이하의 속도로 냉각시키는 것이 가장 바람직하다.

이후, 오스테나이트 기지조직의 열연압연 강판을, 매 패스당 냉간 압하율 60~73.5%로 냉간 압연하고, 소둔온도를 900~1000℃으로 하여 2~5분 동안 연속 소둔 열처리한다. 이를 통해, 본 발명은 종래 기술보다 항복강도를 150Mpa 내외로 향상시키면서 연신률을 60%이상 유지시킬 수 있으며, 종래 기술과 동일한 수준인 1000Mpa 이상으로 인장강도를 구현할 수 있다.

아래의 표 2에서는 본 발명의 제조방법에 의해 제조된 실시 예 1~9와, 종래의 제조방법에 의해 제조된 비교 예 9~12 및, 일부 물성이 변경된 제조방법에 의해 제조된 비교 예의 기계적 물성이 소개되고 있다. 기계적 물성이라함은 발명의 주목적인 항복강도를 포함하여 인장강도, 연신률을 말한다.

이 실시 예 및 비교 예의 경우, 전로 및 연속주조를 통해 제조한 슬라브를 1300 ℃에서 열간 압연을 시작하여 1100 ℃에서 최종 압연을 끝냈다. 이후, 900 ℃에서 600℃까지 40℃/sec의 속도로 냉각한 후 권취하되, 권취한 열연압연 강판을 냉간압연하였다.

냉간압연시 통상적으로 5~7패스를 유지하였으며, 냉연 코일을 종래 방법인 연속소둔 조건에서 온도를 변화시키면서 열처리를 시행하였다. 열처리 시간은 라인 조건 (길이) 상 5분 이하로 한정하였다. 경제적인 면을 고려해야 하는 이유이다.

[표 2]

	압하율 (%)	소둔온도 (℃)	소둔시간 (분)	항복강도 (MPa)	인장강도 (MPa)	연신률 (%)
실시 예 1	60.7	900	2	563	1112	63.6
실시 예 2	65.0	900	2	570	1083	61.0
실시 예 3	68.3	900	2	583	1120	61.5
실시 예 4	73.5	900	2	601	1118	60.3
실시 예 5	60.7	900	5	552	1088	68.4
실시 예 6	65.0	900	5	561	1110	64.0
실시 예 7	68.3	900	5	559	1094	66.7
실시 예 8	73.5	900	5	587	1072	63.2
실시 예 9	60.7	1000	2	561	1077	63.6
실시 예 10	65.0	1000	2	577	1104	61.0
실시 예 11	68.3	1000	2	589	1095	62.5
실시 예 12	73.5	1000	2	599	1104	66.3
실시 예 13	60.7	1000	5	553	1043	67.1
실시 예 14	65.0	1000	5	559	1119	69.3
실시 예 15	68.3	1000	5	588	1109	68.5
실시 예 16	73.5	1000	5	574	1110	70.2
비교 예 1	60.7	900	1.5	583	1212	42.3
비교 예 2	73.5	900	1.5	577	1120	47.0
비교 예 3	60.7	900	1.5	562	1194	48.2
비교 예 4	73.5	900	1.5	594	1237	47.4
비교 예 5	60.7	1000	5.5	577	1143	42.3
비교 예 6	73.5	1000	5.5	593	1205	48.2
비교 예 7	60.7	1000	5.5	562	1113	47.1
비교 예 8	73.5	1000	5.5	584	1194	51.3
비교 예 9 (종래공정)	75.0	800	3	402	1200	64.1
비교 예 10 (종래공정)	80.0	800	3	411	1118	66.3
비교 예 11 (종래공정)	75.0	900	3	430	1104	66.2
비교 예 12 (종래공정)	80.0	900	3	422	1135	63.0
비교 예 13	75.0	900	5	385	1199	66.7
비교 예 14	80.0	900	5	397	1190	68.9
비교 예 15	75.0	1000	3	377	1201	68.3
비교 예 16	80.0	1000	3	399	1198	69.2
비교 예 17	75.0	1000	5	408	1170	70.3
비교 예 18	80.0	1000	5	331	1098	72.1
비교 예 19	55.0	900	3	487	987	55.2
비교 예 20	55.0	1000	3	435	950	53.0
비교 예 21	58.4	900	3	480	991	53.0
비교 예 22	58.4	1000	3	499	1055	52.7
비교 예 23	60.7	850	3	480	1110	59.0
비교 예 24	73.5	850	3	475	1103	55.3
비교 예 25	60.7	850	3	482	1201	63.1
비교 예 26	73.5	850	3	450	1194	61.0
비교 예 27	60.7	850	5	432	1100	55.3
비교 예 28	73.5	850	5	465	1115	56.7
비교 예 29	60.7	850	5	472	1198	61.1
비교 예 30	73.5	850	5	493	1183	59.9

표 2의 결과를 설명하면, 실시 예 1~4는 냉간 압하율이 60.7~73.5% 이고 연속 소둔 열처리를 900℃에서 시행하되, 소둔시간을 2분으로 유지한 경우이다. 실시 예 1~4의 연신률은 60.3~63.6%로 증가된 것으로 나타났다.

실시 예 5~8은 냉간 압하율이 60.7~73.5% 이고 연속 소둔 열처리를 900℃에서 시행하되, 소둔시간을 5분으로 유지한 경우이다. 실시 예 5~8의 연신률은 63.2~68.4%로 증가된 것으로 나타났다.

실시 예 9~12는 냉간 압하율이 60.7~73.5% 이고 연속 소둔 열처리를 1000℃에서 시행하되, 소둔시간을 2분으로 유지한 경우이다. 실시 예 9~12의 연신률은 61.0~66.3%로 증가된 것으로 나타났다.

실시 예 13~16는 냉간 압하율이 60.7~73.5% 이고 연속 소둔 열처리를 900℃에서 시행하되, 소둔시간을 5분으로 유지한 경우이다. 실시 예 9~12의 연신률은 67.1~70.2%로 증가된 것으로 나타났다.

비교 예 1~4는 냉간 압하율이 60.7~73.5% 범위 내이고 연속 소둔 열처리를 900℃에서 하되, 소둔시간을 1.5분으로 유지한 경우이다. 비교 예 1~4에서 보듯이, 냉간 압하율을 본 발명이 제안한 냉간 압하율인 60.7~73.5% 범위 내로 유지하면서 연속 소둔 열처리를 900℃로 유지하더라도, 소둔시간이 2~5분을 벗어나면(1.5분) 연신률이 42.3~48.2%의 낮은 수준으로 나타났다.

비교 예 5~8은 냉간 압하율이 60.7~73.5% 범위 내이고 연속 소둔 열처리를 1000℃에서 하되, 소둔시간을 5.5분으로 유지한 경우이다. 비교 예 5~8에서 보듯이, 냉간 압하율을 본 발명이 제안한 냉간 압하율인 60.7~73.5% 범위 내로 유지하 면서 연속 소둔 열처리를 1000℃로 유지하더라도, 소둔시간이 2~5분을 벗어나면(5.5분) 연신률이 42.3~51.3%의 낮은 수준으로 나타났다.

비교 예 9~12는 냉간 압하율이 60.7~73.5% 범위 내이고 연속 소둔 열처리를 800℃에서 하되, 소둔시간을 3분으로 유지한 경우이다. 비교 예 9~12에서 보듯이, 소둔시간을 본 발명이 제안한 소둔시간인 2~5분 이내로 유지하더라도, 연속 소둔 열처리가 900~1000℃ 범위를 벗어나고 냉간 압하율이 60.7~73.5% 범위를 벗어난 경우(75.0~80.0%)에는 항복강도는 331~408MPa로, 550MPa급 이상의 원하는 항복강도와 150MPa 내외의 차이를 보이게 된다.

비교 예 13~14는 냉간 압하율이 75.0~80.0% 범위 내이고 연속 소둔 열처리를 900℃에서 하되, 소둔시간을 5분으로 유지한 경우이다. 비교 예 13~14에서 보듯이, 소둔시간을 본 발명이 제안한 소둔시간인 2~5분 이내로 유지하고 연속 소둔 열처리가 900~1000℃ 범위 내로 유지하더라도, 냉간 압하율이 60.7~73.5% 범위를 벗어난 경우(75.0~80.0%)에는 항복강도는 385~397MPa로, 550MPa급 이상의 원하는 항복강도와 150MPa 이상 차이를 보이게 된다.

비교 예 15~18은 냉간 압하율이 75.0~80.0% 범위 내이고 연속 소둔 열처리를 1000℃에서 하되, 소둔시간을 3~5분으로 유지한 경우이다. 비교 예 15~18에서 보듯이, 연속 소둔 열처리 온도를 본 발명이 제안한 온도 범위인 1000℃로 유지하면서 소둔시간을 2~5분 이내로 유지하더라도, 냉간 압하율이 60.7~73.5% 범위를 벗어난 경우(75.0~80.0%)에는 70% 내외 수준의 연신률은 얻을 수 있지만, 항복강도는 331~408MPa로, 550MPa급 이상의 원하는 항복강도를 얻지는 못하였다.

비교 예 19~22는 냉간 압하율이 55.0~58.4%범위 내이고 연속 소둔 열처리를 900~1000℃ 범위내에서 하되, 소둔시간을 3분으로 유지한 경우이다. 비교 예 15~18에서 보듯이, 연속 소둔 열처리 온도를 본 발명이 제안한 온도 범위인 900~1000℃로 유지하면서 소둔시간을 3분으로 유지하더라도, 냉간 압하율이 60.7~73.5% 범위를 벗어난 경우(55.0~58.4%)에는 55% 내외 수준의 연신률은 얻을 수 있지만, 항복강도는 435~499MPa로, 550MPa급 이상의 원하는 항복강도를 얻지는 못하였다.

비교 예 23~30은 냉간 압하율이 60.7~73.5% 범위 내이고 연속 소둔 열처리를 850℃에서 하되, 소둔시간을 3~5분으로 유지한 경우이다. 비교 예 23~30에서 보듯이, 냉간 압하율을 본 발명이 제안한 냉간 압하율인 60.7~73.5%로 유지하면서 소둔시간을 3~5분 이내로 유지하더라도, 연속 소둔 열처리가 900~1000℃을 벗어난 경우(850℃)에는 60% 내외 수준의 연신률은 얻을 수 있지만, 항복강도는 432~493MPa로, 550MPa급 이상의 원하는 항복강도를 얻지는 못하였다.

상술한 바에서 알 수 있듯이, 냉간 압하율을 조절하면 항복강도를 원하는 550MPa급 이상으로 향상시키는 특정한 범위가 있다. 본 발명의 결과에 따르면 냉간 압하율 60%~73.5% 범위가 이해 해당한다. 그러나 소둔시간이 위의 조건인 2분~5분을 벗어나게 되면 동일한 냉간 압하율에서도 50% 내외의 낮은 연신률을 보여 고강도 고성형성이라는 트윕강의 장점이 부각되긴 어렵다(비교예 1~8). 물론 종래 이상조직강(예강)이나 트윕(TRIP)강 보다 성형성은 좋으나, 고가의 트립강을 적용할 명분을 찾기 어려운 조건이다.

본 발명의 제조방법에 따라 제조한 트윕강의 항복강도는, 최소 552MPa가 되 며 종래 방법으로 제조된 강판의 항복강도인 400MPa 대외와는(비교예 9~12) 150MPa내외의 차이를 보이게 된다. 이는 충돌시 초기 변형을 억제하는 효과를 가져와 밀림량을 적게 하여 상해치가 낮추어지도록 할 수 있다.

그리고 압하율이 55% 내외로 상당히 낮은 경우, 항복강도의 상승을 기대할 수는 없으며(비교 예 19~22), 본 발명이 제안한 범위의 냉간 압하율이라 하더라도 소둔 온도가 최적화되지 않고서는 원하는 항복강도를 얻을 수 없음을 표 2의 실시 예 23~30를 통해 확인할 수 있었다.

이러한 결과는 트윕강의 변형기구(deformation mechanism)인 쌍정의 특성에 기인한 것으로 판단된다. 즉, 쌍정 발생에 의해 변형이 되는 경우 쌍정이 여기되는 특정한 조건이 있는 바, 초기 결정립 크기, 적층결함에너지와 결합된 잔류응력 등을 조절하는 것이 관건이 되며, 본 발명이 제안한 조건에서는 기계적 쌍정(Mechanical Twin)이 발생하기 위한 최소한의 에너지벽을 높여 초기 항복강도를 올리게 되는 것이다. 일단 초기 에너지 벽을 넘게 되면 그 이후의 변형은 쉽게 일어날 수 있으므로 연신률의 저하가 발생하지 않게 되는 것이다.

결국, 본 발명에 따르면 초고강도 트윕 강판 제조시 고강도 고성형성을 확보하면서도 항복강도를 최소 550MPa이상 확보함으로써, 충돌부재 적용시 충돌성능 향상이 가능한 자동차 부품용 초고강도 강판을 제조할 수 있다.

한편, 표 2에서 열간압연 후 최종 판재 두께 1.4를 맞추기 위해 슬라브의 두께를 다양하게 제조하였으며 (예를 들어 80% 냉간압연재의 경우 열간압연 슬라브 두께 7.0mm; 이는 두께 역산을 통해 간단히 계산할 수 있음) 열간압연 압하율의 효 과는 권취온도가 900도 이상으로 완전재결정이 일어났으며 집합조직이 발달하지 않았다. 이는 도 1 및 도 2에 표시한 집합조직 측정결과로 알 수 있다.

도 1은 실시 예1의 열간압연 후 집합조직을 측정한 방위분포함수(ODF:Orientation Distribution Function)이다. 도 2는 비교 예9의 열간압연 후 집합조직을 측정한 방위분포함수이다.

도 1 및 도 2에 도시된 바와 같이, 집합조직이 발달하게 되면 강판에서 특정한 물성이 나타나게 되지만, 무질서한 방위를 나타나게 되며, 이는 두 강판의 열간압연 후의 물성은 동일하다는 것을 확인할 수 있다.

상기에서 본 발명을 바람직한 실시 예를 사용하여 상세히 설명하였으나, 본 발명의 범위는 특정 실시 예에 한정되는 것은 아니며, 첨부된 특허청구범위에 의하여 해석되어야 할 것이다. 또한, 이 기술분야에서 통상의 지식을 습득한 자라면, 본 발명의 범위에서 벗어나지 않으면서도 많은 수정과 변형이 가능함을 이해하여야 할 것이다.

도 1은 본 발명의 실시예에 따른 초고강도 트윕 강판(실시 예1)의 열간압연 후 집합조직을 도시한 그래프,

도 2는 본 발명의 실시예에 따른 초고강도 트윕 강판(비교 예9)의 열간압연 후 집합조직을 도시한 그래프이다.

Claims

중량%로, 탄소 0.15∼0.30%, 실리콘 0.01∼0.03%, 망간 15∼25%, 알루미늄 1.2∼3.0%, 인 0.020% 이하, 황 0.001∼0.002%, 나머지 철 및 기타 불가피한 불순물을 포함하는 조성을 갖는 오스테나이트 기지조직의 열연압연 강판을, 냉간 압하율 60~73.5%으로 냉간 압연하고, 900~1000℃에서 연속 소둔 열처리하는 것을 특징으로 하는 초고강도 트윕 강판의 제조방법.
청구항 1에 있어서, 상기 연속 소둔 열처리에서 열처리 시간은 2~5분 시행하는 것을 특징으로 하는 초고강도 트윕 강판의 제조방법.
청구항 1에 있어서, 상기 열연압연 강판은, 연속 주조된 슬라브를 1100~1300℃에서 열간 압연 후, 60℃/sec 이하의 속도로 냉각시켜 얻어진 것을 특징으로 하는 초고강도 트윕 강판의 제조방법.
중량%로, 탄소 0.15∼0.30%, 실리콘 0.01∼0.03%, 망간 15∼25%, 알루미늄 1.2∼3.0%, 인 0.020% 이하, 황 0.001∼0.002%, 나머지 철 및 기타 불가피한 불순물을 포함하는 조성을 가지며, 냉간 압하율 60~73.5%으로 냉간 압연되어 900~1000℃에서 연속 소둔 열처리된 오스테나이트 기지조직의 초고강도 트윕 강판.