JP6768931B2 - 耐ゴーリング性、成形性及びシーラー接着性に優れた溶融亜鉛めっき鋼板及びその製造方法 - Google Patents
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Description
鋼中炭素が30ppmであり、厚さ1.6mmに冷間圧延された鋼板に対して、濃度10%の苛性ソーダ溶液で表面洗浄を行った後、水洗及び乾燥した。その後、上記鋼板を鋼板温度が820℃となるように熱処理した後、460℃に冷却した。
次に、めっき液が担持されためっき用ポットに上記鋼板を浸漬し、上記めっき用ポットから出た鋼板に窒素を吹き込むことでめっき付着量を調節した後、めっき層を凝固させた。
このとき、上記めっき液の組成は重量%でアルミニウムが0.22%であり、Mnの量を0から1.1%まで変化させた。また、めっき浴中に不可避に存在する成分を除外した残りはZnである。
上記めっき層の凝固は418℃で終了した。めっき層を凝固させるとき、420℃〜418℃の区間における冷却速度を変化させた。その他の温度区間では−10℃/s以上の速度で冷却した。
但し、比較例6は、ワイピング後の全区間に渡って自然冷却を行って−2℃/sの冷却速度でめっき層を凝固させた。
めっき浴の成分分析は、めっき浴から試料を採取し、湿式分析を用いて評価することで行われ、めっき層の分析は、めっき層を5%の塩酸に浸漬して完全に溶解させた後、その溶液を湿式分析して行われた。その結果を表1に示した。
そして、比較例6は、全区間に対して自然冷却を行った場合であって、冷却速度−2℃/sで低速冷却した場合である。
一方、比較例7は、Mnの含有量が1.1%と、本発明で提案する上限の範囲である1%よりも高い場合であって、実際のめっき時の表面にドロス(dross)が多く付着して表面外観が不良になるという問題点が観察されたため、GDS分析から除外した。
発明例1から7は、本発明で提案する範囲の条件下でめっきを行った場合である。
上記製造された試験片をLeco社のGDS−850Aモデルであるグロー放電分析計(GDS、Glow Discharge Spectrometer)を用いて以下のような分析条件下で分析した。
− Method:Zn Galv RF
− Voltage RMS(Root−Mean−Square):700V
− Current:29.99mA
− True Plasma Power:21W
− Lamp Type:RF(Radio Frequency)
− Lamp Size:4mm
− Export file conditions:Data points 8000/Smoothing 3
めっき層の表層部に酸化皮膜層が測定されることは酸素濃度値がピーク値を示すこと、酸化皮膜層とめっき層の境界面に酸化皮膜層及びめっき層がともに存在することは酸素濃度が緩やかに減少することを示す。すなわち、酸素濃度の変化曲線に変曲点が生じることを示す。したがって、図2及び図3に示すように、上記変曲点を境にするそれぞれの曲線に対して2つの法線を引いて交差する点を酸化皮膜の厚さと定めた。
また、表層部の酸化物のうちMnの濃度をGDSで分析した結果を図6及び7に示した。図6から分かるように、発明例1から7の場合には、Mn酸化物は、Mnに換算したときの重量比が0.05以上0.2%以下であった。
表1のめっき層の組成に示すように、実施例1から7のめっき層中のMnが0.05〜1重量%であることを考慮すると、Mnの酸化ではなく、Alの酸化が優先的に行われ、酸化物は主にAl酸化物であることが分かっている。
このように、本発明のめっき条件に応じて溶融亜鉛めっきを行う場合には、Mn酸化は殆ど起こらないことが確認できる。その理由は、めっき浴の温度が460℃程度と低く、418〜420℃の区間では−8℃/s以下で冷却速度を制御しているのに対し、残りの温度区間では−10℃/s以上で急冷するためであると推定される。
比較例6によって得られためっき層の表面、及び発明例4によって得られためっき層の表面を撮影し、それぞれに対して2次元屈曲の高さ差を測定し、その結果を図10に示した。図10において、左側は比較例6の表面を撮影した写真であり、右側は発明例4の表面を撮影した写真である。
図10から分かるように、右側の比較例6は、肉眼で見ても表面が粗く、山と谷の高さ差が約2.5μmであった。これは、めっき付着量をめっきの厚さに換算するときに10μmであることを考慮すると、めっきの厚さの約25%に該当する。
これに対し、左側の発明例4の場合には、比較例6に比べて表面が美麗であることを肉眼で確認することができ、山と谷の高さ差が約1μmであった。これは、めっきの厚さの10%以下に該当するものである。このことから、比較例6の自然冷却の場合に比べて発明例によって得られためっき層が表面凹凸が少なく、さらに平坦であることが分かっている。
図11に記載の数字はエネルギー分散X線分光分析装置(EDS)で分析した位置を示す。その分析結果を表2に示した。
実施例2は、めっき浴の組成として、Alを0.22%、Mnを0.48%、残りの不可避不純物及びZnを含むめっき浴に対して冷却速度を異ならせて、試験片を製造した。
発明例8は鋼板温度420〜418℃の区間を−5℃/sで冷却し、比較例8は−15℃/sで冷却したことを除いては、その他の条件を発明例1と同一に行った。
これにより得られた各めっき鋼板のめっき表面を電子プローブ微量分析法(EPMA)で分析し、その結果を図13(発明例8)、図14(比較例8)に示した。
冷却速度が速い比較例8のめっき表面にはAl及びMnが均一に存在し、晶出物があっても1μm以下であるのに対し、実施例8のめっき表面にはMnがAlとともに偏析して晶出された様子を示した。このとき、晶出する位置は、亜鉛の樹枝状晶の間であることが分かっている。
これにより、めっき表面のMn晶出物は、冷却速度を速くして得られためっき表面では生産されにくく、冷却速度が本発明の提案範囲内に属する場合に生産され得る。これは、凝固時に樹枝状晶が成長するにつれて、樹枝状晶から排出されたMnが溶融めっき層中に拡散できる十分な時間が確保されるためであると推定される。
鋼板の厚さが0.75mmである冷間圧延鋼板を、実施例1と同一の熱処理条件下で行った後、めっき浴中のMnを以下のように含み、且つAlの含有量が0.3重量%であるめっき浴に浸漬した後、亜鉛に換算したときのめっき厚さが12μmとなるようにワイピングし、鋼板温度420〜418℃の温度区間における冷却速度を以下のように変化させた。上記温度区間以外では−15℃/sで鋼板を300℃まで冷却させた。
− 発明例9:Mn0.2重量%、冷却速度−10℃/s
− 比較例9:Mn0.2重量%、冷却速度−20℃/s
− 発明例10:Mn0.4重量%、冷却速度−5℃/s
− 比較例10:Mn0.24重量%、冷却速度−15℃/s
冷却速度が速い比較例9及び10の場合には、めっき層の表層部から1/10となる地点までのMnの濃度が最低値を示し、表面に近いほど濃度が減少した。
これに対し、発明例9及び10は、めっき層の表層部から溶融亜鉛めっき層と素地鉄の界面方向に1/10地点となるまでの区間に存在するMnの最大濃度値が、それ以下の地点から上記界面までの区間に存在する最低値よりも約110%程度高かった。
これは、冷却速度が速くなると、めっき層と素地鉄の界面で凝固核が生成されてから成長するときの、Zn樹枝状晶から排出されたMnが、めっき層の表面に移動する前に凝固してめっき層の内部にMnが存在するようになるのに対し、本発明の提案範囲では、めっき層の表層部のMnの濃度が高くなり、Mnがめっき層の表面に晶出するためであると推定される。
図15の酸素濃度を分析した結果から、酸素濃度の変化の推移は、めっき層中のMnの濃度変化とは無関係であることが分かっている。このことから、表層部のMnは酸化することなく、金属状態で存在することが確認できる。
めっき浴の組成として、Alを0.3重量%、Mnを0.65重量%にし、−3℃/sの冷却速度で420〜418℃の区間を通過して試験片を製造したことを除いては、実施例1と同一にめっきを行った(発明例11)。このとき、めっき層の厚さは8μmであった。
上記試験片をGDSでMnを分析し、その結果を図16に示した。
図16から分かるように、めっき層の表層部から溶融亜鉛めっき層と素地鉄の界面方向に1/10となる地点までの区間に存在するMnの最大濃度値は約0.9%、それ以下の地点から上記界面までの区間に存在する最低濃度値は約0.3%であった。
上記の結果から、表層部の最大濃度値は、それ以下の地点の最低濃度値よりも300%程度高いことが分かっている。
一方、発明例11の酸素濃度を分析した結果、酸素濃度の変化の推移は、めっき層中のMnの濃度変化とは無関係であることが分かっている。
上記の結果から、表層部のMnは、酸化することなく、金属状態で存在することが確認できる。
実施例3の発明例10及び比較例10によって製造された各試験片に対して、スパンコールのサイズ及び形状を光学顕微鏡で測定し、その結果を図17及び図18にそれぞれ示した。
図17及び図18から分かるように、発明例10は、スパンコールサイズが100〜400μmであるのに対し、比較例10の場合には、スパンコールサイズが50μmと非常に小さかった。かかる結果は、実施例1の各発明例及び比較例からも確認できた。
上記の結果から、冷却速度が−10℃/sよりも速い場合には、100μm以下のサイズのスパンコールを有するめっき層が形成されることが確認できる。
実施例1から5によって製造されためっき層に対して、ゴーリング性、摩擦係数、及びシーラー接着性を評価した。評価対象の試験片はいずれも、粗さ2.0μmの調質圧延ロールで調質圧延を行うことで鋼板の表面粗さを一定にした。
表面摩擦係数及び耐ゴーリング性は以下のような方法で評価した。
試験片上に縦27.5mm、横37.5mmのサイズを有するビーズを置いて650Kgf(6.181MPa)の荷重を加えた状態で、ビーズを20mm/sの速度で200mm移動させたときの表面の動摩擦係数を測定した。このとき、試験片には洗浄油を塗布した。
一方、上記試験片に対する摩擦試験を連続的に合計40回繰り返し行い、摩擦係数値の変化から耐ゴーリング性を評価した。摩擦試験時に、亜鉛がビーズに付着すると、摩擦係数値が増加するようになる。摩擦試験は、摩擦係数値が0.25に増加するまでの回数として評価し、その結果を表4に示した。
シーラー接着性は、自動車で一般に用いられるマスチックシーラーを鋼板の試験片2枚の間に塗布してから熱処理して接着させた後、2枚の鋼板をはがして破断された後に残っている状態を観察し、その結果を表4に示した。
×:接着面の一方の一面におけるめっき層の露出面積が50%以上
△:接着面の一方の一面におけるめっき層の露出面積が10以上50%未満
○:接着面の一方の一面におけるめっき層の露出面積が1以上10%未満
◎:接着面の一方の面にめっき層がまったく露出することなく、接着剤の間に破断が生じる。
めっき層の硬度は、めっき層を切断して切断面が露出するように固定した後、表面研磨を行い、1000倍拡大した状態でめっき層の断面中心部に荷重100gを加えて硬度(Hv)を測定することで行った。その結果を表4に示した。
比較例1から6及び8から10のすべての場合において、ゴーリング性が30回未満と劣っている。
これに対し、発明例はいずれも、すべての試験片での連続摩擦試験回数が40回以上と非常に優れたゴーリング性を示した。
表面摩擦係数測定結果
比較例1から6及び8から10では、表面摩擦係数が0.150以上と一般の溶融亜鉛めっき層が有する表面摩擦係数の値を示した。
これに対し、発明例1から11では、表面摩擦係数の値が0.140以下と優れていた。
硬度測定結果
比較例1から6及び8から10では、硬度値が90Hv未満と一般の溶融亜鉛めっき鋼板が有するめっき層の硬度値を示した。
これに対し、発明例1から11の場合には、めっき層の硬度が90〜130Hvの範囲の値を示して優れており、めっき層のMnの濃度が増加するほど高くなる傾向を示した。
溶融めっきシミュレータでめっきを行った。このとき、用いられた試験片は、鋼中の炭素が30ppm以下、厚さが1.2tの軟質冷間圧延鋼板であって、試験片のサイズは、幅が150mm、長さが250mmであった。
めっきは以下のような方法で行った。
表面に圧延油や鉄分などの異物を10%の苛性ソーダで温度50℃の水溶液に浸漬して除去し、洗浄及び乾燥した後、鋼板を820℃まで窒素及び水素からなる還元性雰囲気下で熱処理を行った。
上記熱処理された試験片をめっき浴の温度に達するように冷却した後、Alを0.15重量%、Mnを0.45重量%含有し、残部Zn及び不可避不純物を含むめっき浴に浸漬してから引き上げた。また、めっき用ポットから引き上げられた鋼板に窒素及び空気を吹き込むことで鋼板に付着した過剰の溶融亜鉛を除去し、溶融状態のめっき層を鋼板に付着させた後、凝固させてめっき層を形成した。
めっき層の冷却は以下のような方法で行った。
発明例12:めっき後にワイピングを行い、鋼板が420℃になるまで−10℃/sで冷却した後、鋼板が418℃になるまで−3℃/sで冷却した。その後、−15℃/sで冷却させた。
比較例11:自然冷却してめっき層を冷却した。
発明例12及び比較例11で得られためっき層の成分を分析し、その結果を表5に示した。
上記比較例11及び発明例12によって得られためっき鋼板の断面を電子顕微鏡で撮影し、その写真を図19及び図20に示した。比較例11の断面を示す図19から、めっき層中に亜鉛−鉄合金が形成されていることが確認された。これに対し、発明例12の断面を示す図20からは、かかる合金相の存在を確認することができなかった。
また、上記比較例11及び発明例12の鋼板に対してめっき層の深さ方向に亜鉛及び鉄の濃度をGDSで分析し、その結果を図21に示した。上記図21から、比較例11のように自然冷却をした場合には、凝固に時間が多くかかり、且つ溶融亜鉛と鉄の合金化反応が起こり、結果、素地鉄からFeがめっき層の表面まで拡散していることが確認できた。
さらに、上記比較例11及び発明例12の鋼板に対してめっき層中のMnの濃度をめっき層の深さ方向にGDS分析し、その結果を図22に示した。図22から、比較例11の場合には、Mnの濃度値がめっき層の中央で最も高く、以降急激に減少する傾向を示す一方で、発明例12の場合には、本発明で提案するMnの濃度の変化値を有することが確認できた。
その原因は明確ではないが、以下のように推定され得る。自然冷却する場合には、めっき層が凝固するまで時間がかかりすぎ、亜鉛−鉄の合金化反応が起こるようになる。すなわち、めっき層の凝固時に亜鉛の樹枝状晶が成長できず、溶融温度が高い亜鉛−鉄合金相が形成され、凝固することになる。その結果、樹枝状晶の成長によるMnの排出現象がなくなりめっき表面にMnの晶出物が発生しない。
さらに、図22から、比較例11の場合には、めっき層中にMnの含有量が発明例より多く現れたが、これは、溶融亜鉛によって鉄が合金化反応するとき、鋼中に含まれるMnがともにめっき層中に含まれるためであると推定される。
上記比較例11及び発明例12によって得られた鋼板に対して、O−T曲げテストを行った。
O−T曲げテストを行った後、セロハンテープを試験片にくっつけてから剥がし、試験片の表面を写真撮影して、その結果を図23に示した。図23から分かるように、比較例11の試験片にはめっき層の剥離が発生したが、発明例12の試験片にはめっきの剥離が発生することなく、良好な結果を示した。
Claims (8)
- 鋼板を、Alを0.1〜0.8%、Mnを0.05〜1%、残部Zn及び不可避不純物を含む溶融亜鉛めっき浴に浸漬してから引き上げて溶融亜鉛めっき層を形成するめっき層形成段階と、
前記溶融亜鉛めっき層が形成された鋼板を鋼板温度が420℃に達するまで−10℃/s以上の冷却速度で冷却する第1冷却段階と、
鋼板温度が420℃から418℃に達するまで−8℃/s以下の冷却速度で冷却する第2冷却段階と、
鋼板温度418℃以下で−10℃/s以上の冷却速度で冷却することで溶融亜鉛めっき層を形成する第3冷却段階と、を含む、溶融亜鉛めっき鋼板の製造方法。 - 前記溶融亜鉛めっき浴は440〜470℃の温度を有する、請求項1に記載の溶融亜鉛めっき鋼板の製造方法。
- 前記溶融亜鉛めっき浴から引き上げた鋼板に窒素又は空気を吹き込むことで、鋼板に付着した過剰の溶融亜鉛を除去するとともに鋼板を冷却するワイピング段階をさらに含む、請求項1に記載の溶融亜鉛めっき鋼板の製造方法。
- 前記第2冷却段階は、100℃以上400℃以下の温度を有するガスを吹き込むことで行う、請求項1に記載の溶融亜鉛めっき鋼板の製造方法。
- 前記ガスは空気又は窒素ガスである、請求項4に記載の溶融亜鉛めっき鋼板の製造方法。
- 前記めっき層形成段階を行う前に鋼板の表面を洗浄して異物を除去する段階と、
前記鋼板をA3変態温度以上に窒素−水素からなる還元性雰囲気下で熱処理する段階と、
前記熱処理された鋼板を溶融亜鉛めっき浴に浸漬する前に冷却する段階と、をさらに含む、請求項1に記載の溶融亜鉛めっき鋼板の製造方法。 - 前記第3冷却段階後に、凝固された溶融亜鉛めっき層の表面を調質圧延する段階をさらに含む、請求項1に記載の溶融亜鉛めっき鋼板の製造方法。
- 前記溶融亜鉛めっき浴は、Alを0.15〜0.5重量%、Mnを0.05〜0.6重量%、及び残部Znを含み、亜鉛を除いた成分の合計が1重量%以下である、請求項1に記載の溶融亜鉛めっき鋼板の製造方法。
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