KR100349566B1

KR100349566B1 - 소성가공용마그네슘합금주조소재,이를사용한마그네슘합금부재및이들의제조방법

Info

Publication number: KR100349566B1
Application number: KR1019940035461A
Authority: KR
Inventors: 후지다마꼬토; 시카테노부오; 히라바라쇼지; 야마모토유키오
Original assignee: 마쯔다 가부시키가이샤
Priority date: 1993-12-17
Filing date: 1994-12-17
Publication date: 2002-11-04
Also published as: DE69423335D1; EP0665299A1; US6143097A; EP0665299B1; DE69423335T2; KR950016975A

Abstract

1. 청구범위에 기재된 발명이 속하는 기술분야

본 발명은 소성가공용 마그네슘합금 주조소재, 그것을 이용한 마그네슘합금부재및 그들의 주조방법에 관한 것이다.

2. 발명이 해결하고자 하는 기술적 과제

ZK61합금주조및 AZ80합금압출재를 사용하지 않고도 연속주조되는 소재 그대로 대형단조비품인 휠을 소망의 물성으로 제조할 수 있는 마그네슘합금주조소재및 그 주조방법을 제공하는 것이다. 또한, 이런 연속주조소재를 사용해서 알루미늄합금용탕단조부재에 필적하는 물성을 가진 휠등의 대형마그네슘단조부품및 그 제조방법을 제공하는 것이다.

3. 발명의 해결방법의 요지

하기와 같이 종래의 AZ61합금및 AZ80합금의 거의 중간의 합금조성을 선택하고, 평균결정입경을 200㎛이하로 제어해서 주조하면, 단조성형성이 우수해지며, 단조성형하면 알루미늄용탕 단조부재이상의 기계적성질및 내식성이 우수한 단조부품을 제조할 수있다.

Al : 6.2 ∼ 7.6wt%

Mn : 0.15 ∼ 0.5wt%

Zn : 0.4 ∼ 0.8wt%

Mg : 나머지

더우기, Sr을 0.02∼0.5wt.%함유하는 것이 바람직하다.

Description

소성가공용 마그네슘합금주조소재, 이를 사용한 마그네슘합금부재 및 이들의 제조방법

본 발명은 소성가공용 마그네슘합금주조소재, 이를 사용한 마그네슘 합금 부재 및 이들의 제조방법에 관한 것이다.

마그네슘 합금은 그 비중이 약 1.8로서, 알루미늄 합금의 2/3이며, 각종 부재의 경량화를 위한 대체재료로서 유망시되고 있다. 그러나, 부품제조의 주류는 다이캐스트이기 때문에 그 적용부품은 거의 케이스, 커버등의 낮은 강도의 부품이다. 따라서, 값이 싼 고강도부품에 적용가능한 재료 및 제조방법이 확립된다면 그 공업적가치는 높아지게 된다.

현재 사용되고 있는 마그네슘합금은 일반적으로 단조성형성이 나쁘며, 그 단조에는 비교적 성형성이 좋은 ZK60 합금이 사용되고 있다. 그러나, 이 합금은 지르코늄을 합금원소로 많이 함유시킬 필요가 있기 때문에 값이 비싸며 동시에 내식성이 나쁘다는 결점을 가지고 있다.

한편, 내식성이 양호한 단조용소재로서는 AZ80 합금의 주조후 압출등의 일차소성가공을 실시한 재료등이 제공되고 있다. 이들은 이미 강한 가공을 받으며, 결정립의 미세화에 의해 단조성형성은 비교적 양호하지만, 이들도 값이 비싸며, 또한 휠과 같은 강도부재의 합금으로서는 단조후의 기계적 특성은 적합하다고 할 수 없다. 게다가, 휠과 같은 부재에는 대형단조부품용의 압출소재를 필요로 하지만 현실적으로는 곤란하다.

휠등에 적용하기 위해서는 인장강도, 연신율 이외에도 충격치가 중요하며, 이 값이 낮으면, 알루미늄 단조부재와 같은 강도를 확보하기 위해서는 두께를 두껍게 해야 하므로 경량효과와는 대조되는 상황이다. 따라서, 휠등의 대형강도 부재에 마그네슘합금을 적용하기에는 단조후의 기계특성에 우수한 합금을 미세조직으로 단조한 직경이 큰 연속단조재가 제공될 필요가 있다. 그래서, 마그네슘합금의 단조소재(단조 빌렛(billet))의 평균결정립을 미세화하는 방법이 제안된다. 이 방법으로서 일본국 특개소 제63-282232호에서는 마그네슘합금의 용탕을 25℃/sec이상의 응고속도로 연속주조하는 방법 및 마그네슘합금강괴를 220 내지 450℃의 열하에서 가공을 25%이상의 소성가공을 행하는 방법이 제안되고 있다.

그러나 용탕을 25℃/sec이상의 응고속도로 연소주조하는 경우, 빌렛 외주부와 중심부와의 온도분포가 커지게 되는 경향이 있으며, 소정의 목적을 안정적으로 실현할 수 있는 빌렛의 직경은 5 내지 100mm와 대형단조부품을 제작하기에는 극히 적으며, 통상의 냉각속도로 마그네슘합금의 주조소재(주조 빌렛)의 평균결정입경을 미세화하는 방법이 바람직하다. 그래서, 본 발명은 ZK60합금주조재 및 AZ80합금압출재를 사용하지 않고도 연속주조된 소재그대로 대형 단조부품인 휠을 소망의 물성으로 제조할 수 있는 마그네슘합금주조소재 및 그 주조방법을 제공하는 것을 제 1 의 목적으로 한다.

또한, 본 발명은 이런 주조소재를 사용해서 알루미늄용탕단조부재에 필적하는 물성을 가진 휠등의 대형단조부품 및 그 제조방법을 제공하는 것을 제 2 목적으로 한다.

본 발명은, 마그네슘 합금중 Al 함량이 연속 주조 방법으로 통상의 냉각 속도로 평균결정입경을 상당히 제어한다는 사실을 발견함으로써 달성되었다. 이러한 사실에 따라, 종래의 AZ61 합금과 AZ80 합금 사이의 거의 중간 합금 조성물을 선택하고 주조함으로써, 직접 단조 성형시 단조 성형성이 우수하고, 강도부재로서 기계적 성질이 우수하고 내식성이 우수한 단조 성형 주조 소재가 제공될 수 있다.

본 발명의 제 1 양태에 따르면, Al, Mn, Zn을 주된 합금원소로서 함유하는 합금으로서 다음과 같은 합금원소성분으로 구성되어 있으며, 재료조직의 평균 결정 입경이 200㎛이하인 단조성형성이 우수한 것을 특징으로 하는 소성가공용 마그네슘 합금주조소재가 제공된다:

Al : 6.2-7.6중량%

Mn : 0.15-0.5중량%

Zn : 0.4-0.8중량%

Mg : 나머지

본 발명의 제 2 양태에 의하면,

주된 합금원소가 Al, Mn, Zn, Sr을 함유하는 합금으로서 다음과 같은 합금원소성분으로 구성되어 있으며, 재료조직의 평균 결정입경이 200㎛이하인 단조성형성이 우수한 것을 특징으로 하는 소성가공용 마그네슘합금주조소재가 제공된다.

Al: 6.2-7.6중량%

Mn: 0.15-0.5중량%

Zn: 0.4-0.8중량%

Sr: 0.02-0.5중량%

Mg: 나머지

본 발명에 의하면, 주된 합금소재가 Al, Mn, Zn으로 구성되며 Al의 함유량이 6.2 내지 7.6중량%인 마그네슘합금소재를 종래의 연속주조공정으로 약 7℃/sec의 비율로 냉각하면서 주조할 때, 주조소재가 200㎛이하의 결정립을 가지며, 60% 또는그이상의 한계압축율을 갖게된다.

그러므로, 본 발명의 Mg 합금주조소재는 바로 단조가공을 할 수가 있다(제1도).

특히, 결정립의 직경이 80㎛이하의 주조소재는 고속 단조 성형성이 우수하다(도 9 및 도 10).

본 발명의 제 3 양태에 따르면, 마그네슘 합금주조소재를 생산하기 위한 방법은 다음과 같이 구성된다.

Al, Mn, Zn으로 구성되며, Al의 함량이 6.2 내지 7.6%인 Mg합금 주조소재용탕을 준비하고, Mg 합금주조소재의 결정입경이 200㎛이하가 되도록 주조한다.

상기한 Mg 합금주조소재를 생산하는 방법에 있어서, Sr 및/또는 CaNCN과 같은 미세화제를 첨가함으로써 3℃/sec의 냉각률에서 평균결정입경이 200㎛이하 또는 약 7℃/sec의 냉각률에서 평균결정입경을 80㎛이하로 만들 수가 있다.

따라서, 상기한 Mg합금 주조소재를 생산하기 위한 방법은 다음과 같이 구성된다.

Al, Mn 및 Zn으로 구성되며, Al의 함유량이 6.2 내지 7.6중량%인 Mg 합금주조소재 용탕에 미세화제를 첨가하여 평균결정입경이 200㎛이하가 되도록 3 내지 5℃/sec의 냉각율로 주조한다.

바람직한 방법으로, Mg 합금용탕은 Sr 또는 CaNCN과 같은 미세화제를 첨가하여 주조되며, Sr은 Sr합금이나 다른 합금요소로서 첨가될 수도 있으며, CaNCN은 0.3 내지 0.7중량%로 첨가하여 직경이 큰 주조소재를 만들 수 있도록 연속 주조방법을 사용한다.

또한, 주조는 반용용상태의 용탕으로 주조될 수도 있다.

그후, Mg 합금주조소재를 평균결정립의 직경이 100㎛이하의 기계적 특성을 갖도록 단조한다.

본 발명의 제 4 양태에 따른 마그네슘 합금부재를 제조하기 위한 방법은 다음과 같이 구성된다.

Al, Mn 및 Zn으로 구성되며, Al의 함유량이 6.2 내지 7.6중량%이고, 평균결정입경이 200㎛이하인 Mg 합금 주조소재를 제공하는 단계; 및 평균결정입경이 100㎛ 이하인 금속 조직을 갖춘 최종생산품을 만들기 위해 Mg 합금 주조소재를 소성공정에 도입하는 단계.

소성 공정은 단조공정으로 적어도 2개의 단조과정으로 구성된다. 그러한 경우에 있어서, 2차와 차후의 공정은 1차 공정보다도 높은 속도로 진행된다. 단조소재는 또한 어니일링과 시효경화처리를 거쳐 T6로 열처리를 하여 적절한 마그네슘 합금단조 휠을 생산해내는 방법이다.

본 발명의 상기 목적 및 그밖의 목적은 첨부된 도면을 참조하여 그 바람직한 실시양태의 다음 설명으로부터 더욱 명백해진다.

합금 성분의 조성물 정의는 다음과 같다.

마그네슘합금에 강도부품을 적용한 경우, 내식성을 고려하면 Al-Zn-Mn계 합금이 우수하다. 그러나, 이 합금의 결정입경과 강도특성(인장강도, 연신율, 내식성, 충격특성) 및 Al 첨가량과의 사이에는 밀접한 관계가 있으며, 적절한 값을 선정할 필요가 있다. 그래서, Al 첨가량을 저하시키면 연신율, 충격치는 향상되는 반면 내식성이 저하되는 경향이 있다. 한편, 결정입경이 작으면, 내식성이 열처리(T6 처리)에 의해 향상된다. 이러한 점이 새로운 발견점이다. 입경을 적절히 선택함으로써 강도 및 내식성을 향상시키고자 하였다. 본 발명은 Al합금(예를들면, JIS규격 AC4C의 용탕 단조재, JIS규격 6061 단조재)의 강도특성과 동일한 강도특성을 가질 필요가 있으므로, 알루미늄 첨가량 6 내지 9중량%의 범위에서 AC4C 용탕단조재의 인장강도 및 연신율과 비교했다. 이 결과를 제 3 도에 나타낸다. 제 3 도로부터 인장강도의 점에 있어서는 Al 6 내지 8.5중량%까지 양호한 즉, AC4C 용탕 단조재 이상의 인장강도가 얻어지는 것을 알았다. 그러나, 연신율 관점에서 AC4C 용탕 단조재 이상의 특성을 얻기 위해서는 Al 함량이 6.2중량%이상, 8중량%이하일 필요가 있는 것을 알았다. 여기서 특성의 비교는 통상 단조에서 필요한 압축률 60%에서 인장강도 및 연신율 향상특성을 고려한 것이다.

따라서, 인장강도 및 연신율의 관계로부터라면 Al첨가량은 6.2중량% 이상, 8중량%이하가 바람직한 것을 알았다.

한편, 샤르피 충격값을 검토하면 제 4 도에 도시한 바와같이 Al첨가량이 7.6중량%를 넘으면 AC4C 알루미늄 용탕 단조재 이하의 샤르피 충격값으로 급격하게 떨어지는 것을 알았다. 따라서, 알루미늄의 성분범위는 상한은 샤르피 충격값에 의해 하한은 인장특성에 의해 규정하는 것이 바람직한 것을 알았다. 그래서 Al첨가량은 6.2중량% 이상, 7.6중량% 이하로 했다.

다음으로 합금원소 Zn은 Al과 같은 형태로 마그네슘 합금에 강도특성을 주는원소이다. 직경이 큰 단조 빌렛을 얻기 위해서는 연속주조법에 의해 주조할 수 밖에 없다.

그 경우, 결정입경은 냉각속도, 미세화제에 의해 조제할 수 있지만 100㎛이하로 하는 것은 곤란하다. 그리고, 통상 직경이 큰 연속주조재의 평균결정입경은 약 200㎛정도이다. 이와같이 결정입경이 비교적 큰 주조재를 단조성형하는 경우, Zn의 첨가량이 성형성에 영향을 미친다. Zn은 MgAlZn의 화합물로서 합금중에 결정화하고, 상술한 바와같이 마그네슘 합금의 강도향상에 기여하지만, 지나치게 되면 성형성을 악화시키며, 성형에 바람직하지 않게 된다. 그래서, 필요한 강도를 얻기 위해서 하한은 0.4중량% 이상으로 하고, 상한은 단조성을 고려해서 0.8중량% 이하로 했다. 즉, 표 3의 화학성분에 대해서 Zn량을 0.25 내지 1.20중량%의 범위에서 변화시켜, Zn량의 변화에 따른 한계압축률을 고려하면 제 11 도에 도시한 바와같이 Zn 0.8중량%를 넘으면 한계압축률은 60%를 벗어나기 때문이다.

합금원소 Mn에 대해서는 다음과 같다. Mn은 주로 Fe 함량을 제어하는 작용이 있으며, 소재의 내식성 구조에 유효하지만 0.15중량% 미만에서는 효과가 없으며, 0.5중량%를 넘으면 단조성에 영향을 주기 때문이다.

다른 합금 원소를 미세화제로 첨가하는 Sr 및 CaNCN의 잔류가 있지만 특히, Sr은 제 23 도에 도시한 바와같이 첨가량의 다소에 관계없이 80% 전후가 잔류한다. 그 잔류량이 0.02중량% 이상에서 마그네슘 합금의 주조조직의 미세화효과가 나타나지만, 0.5% 이상에서는 Mg, Al, Zn등과 화합물을 형성하고, 단조성을 악화시킴과 동시에 단조후의 기계적 성질에 악영향을 미친다.

상기의 합금성분으로된 주조소재를 소성가공한 후의 재료조직의 평균결정입경이 100㎛이하의 경우는 연신율 10% 이상, 인장강도 300MPa 이상의 인장특성을 가진 마그네슘 합금부재를 제공할 수가 있게 된다. 특히, 재료조직의 평균결정입경이 50㎛이하이면 AC4C 용탕 단조재 샤르피 충격값(50J/㎠) 이상을 가지게 된다.

상기한 단조부재를 제조하는데 있어서는 상기한 합금원소 성분으로 이루어진 마그네슘 합금소재를 평균결정정입경 200㎛이하가 되도록 주조하고, 그 주조소재를 소성가공해서 평균결정립의 직경이 100㎛이하의 조직을 가지도록 하고, 최종제품형상을 이루는 용액 어니일링 처리와 함께 시효경화처리, 특히 T6열처리를 실시하는 것이 바람직하다. 이것에 의해 금속조직의 평균결정입경이 50㎛이하인 경우는 AZ91D이상의 내식성을 가지게 된다. 또한, 소성가공을 350℃이상으로 행하는 경우에는 최종제품은 시효경화처리만을 실시하면 같은 효과를 얻을 수가 있다.

상기한 주조는 반용융상태로부터 행하는 것이 바람직하다. 단조가공후의 기계적 성질의 향상을 도모할 수 있기 때문이다.

소성가공으로 단조성형을 행하는데 있어서는 한계압축률 60%를 넘는 변형속도가 평균결정립 200㎛ 근방에서는 비교적 저속일 필요가 있기 때문에 1회째에는 저속으로 2회째 이후의 공정을 1회째의 공정과 비교해서 고속으로 행하도록 하는 것이 좋다.

<실시예>

실시예 1(결정입경과 단조성형성과의 관계)

하기 표 1에 도시한 화학성분(중량%)의 Mg 합금을 사용해서단조용소재(H42mm, Φ28mm)를 주조하고, 제 2 도에 도시한 시험장치에 의해 소재온도 350℃에서 압축가공(변형속도: 저속, 10%/sec 정도)를 실시하고, 결정입경과 한계압축률(원래의 높이 H-균열 발생시의 높이 H'/H'×100)과의 관계를 구해 결과를 제 1 도에 나타낸다. 이것에 의해 단조에 필요한 한계압축률 60%를 넘는 단조성형성을 얻기 위해서는 결정입경이 200㎛이하일 필요가 있는 것을 알았다.

<표 1> (중량%)

실시예 2(변형속도와 성형성과의 관계)

하기한 표 2에 나타낸 화학성분(중량%)의 Mg 합금을 단조용 소재(H42mm, Φ28mm)를 평균결정입경 200㎛로 단조하고, 제 2 도에 도시한 시험장치에 의해 소재온도 250부터 400℃에서 60%의 압축가공을 변형속도: 저속, 10⁰%/sec와 고속 10³%/sec로 행하며, 한계압축률의 변화를 구해서 결과를 제 8 도에 도시했다. 그 결과로부터 Mg 합금의 단조성형은 변형속도(가공속도에 관계)의 영향을 받으며, 평균결정립의 직경이 200㎛ 이하의 경우에도 고속의 경우는 성형성이 악화되며, 단조온도등의 제조조건이 제한되는 것을 알았다.

거기서, 단조온도 350℃에서 평균결정립입경 125㎛, 200㎛ 및 250㎛의 시료 A, B, C에서 변형속도와 성형성(한계압축률)과의 관계를 보면, 제 9 도에 도시한대로이다. 이런 결과로부터 평균결정립의 직경 200㎛ 근방에서는 변형속도를 저속으로 할 필요가 있으며, 반대로 125㎛ 정도가 되면, 고속에서도 충분히 소정의 성형성(한계압축률 60% 이상)을 얻을 수가 있다. 따라서, 연속주조재를 사용해서 대형단조부품을 제조하도록 하는 경우는 200㎛로 할 필요가 있는 것을 알았다.

<표 2> (중량%)

실시예 3

하기한 표 2에 나타낸 화학성분(중량%)의 Mg 합금을 단조용 소재(H42mm, Φ28mm)를 평균결정립의 직경 250㎛로 단조하고, 제 2 도에 도시한 시험장치에 의해 소재온도 350℃에서 압축가공을 변형속도 10³%/sec로 행하며, 평균결정립과 한계압축률의 관계를 구해서 결과를 제 10 도에 도시했다. 그 결과로부터 Mg 합금의 단조성형성은 높은 변형속도에서 평균결정입경이 80㎛이하인 경우에 한계압축률 60%를 넘는 것을 알았다. 이 입자의 직경은 주조소재로서 200㎛의 소재를 사용하면 1회의 단조(약 50%의 가공율)로 달성할 수 있는 것이다.

실시예 4(Zn 첨가량과 성형성과의 관계)

하기한 표 3에 나타낸 화학성분(중량%)의 Mg 합금으로부터 단조용 소재(H42mm, Φ28mm)를 평균결정입경 200㎛로 주조하고, 제 2 도에 도시한 시험장치에 의해 소재온도 350℃에서 압축가공을 변형속도 10³%/sec로 행하며, Zn 첨가량과 한계압축률과의 관계를 구해서 결과를 제 11 도에 나타냈다. 그 결과로부터 Mg 합금은 0.8중량%를 넘으면 한계압축률 60%를 확보할 수 없으므로 0.8중량% 이하로 제어할 필요가 있는 것을 알았다.

<표 3> (중량%)

실시예 5

상기한 표 2에 나타낸 화학성분(중량%)의 Mg 합금과 하기의 표 4에 나타낸 종래의 AZ80 합금으로부터 단조용소재(H42mm, Φ28mm)를 평균결정입경 200㎛로 주조하고, 제 2 도에 도시한 시험장치에 의해 소재온도 250℃ 및 350℃에서 압축가공을 변형속도 48mm/sec로 행하며, 변형과 변형저항과의 관계를 구해 표 13에 나타냈다.

그 결과로부터 본 발명의 Mg 합금은 AZ80 합금에 비해서 단조중량이 적으며, 단조성형성이 우수한 것을 알았다.

<표 4> (중량%)

실시예 6(Al 첨가량과 기계적 성질과의 관계)

상기한 표 1에 나타난 Mg 합금 A의 단조용 소재에 제 2 도에 도시한 시험장치에 의해 소재온도 300℃에서 압축가공(변형속도: 저속, 10%/sec 정도)를 실시해서, 60%의 압축률로 가공율로 가공후 T6처리(400℃×15시간공냉후, 175℃×16시간공냉)을 실시하며, Al 첨가량과 압축전후의 인장강도 및 연신의 변화의 관계를 구했다. 결과를 제 3도에 나타낸다.

이것에 의해 Al 6.2중량% 내지 8.0중량%까지는 AC4C용탕단조이상의 특성이 얻어지는 것이 판명되었다.

또한, Al 첨가량 9.0중량%의 것은 60%까지의 압축이 불가능했다.

실시예 7

상기한 표 1에 나타난 Mg 합금의 단조용 소재에 제 2 도에 도시한 시험장치에 의해 소재온도 300℃에서 압축가공(변형속도: 저속, 10%/sec 정도)를 실시해서, 60%의 압축률로 가공후 T6 처리(400℃×15시간공냉후, 175℃×16시간공냉)을 실시하며, T6 처리후의 Mg 합금의 Al 첨가량과 샤르피 충격특성과의 관계를 구하면 제 4 도에 나타낸 바와같다.

이때의 평균결정입경은 약 50㎛이지만, AC4C 용탕단조이상의 샤르피 충격값 약 50J/㎠을 가지기에는 Al 첨가량은 7.6중량%이하일 필요가 있는 것을 알았다. 이상의 결과로부터 Al 7.0중량%로 인장강도, 연신율 및 샤르피 충격값이 최고의 결과가 얻어지는 것을 알았다.

실시예 8(결정입경과 기계적 성질과의 관계)

하기한 표 5에 나타낸 화학성분(중량%)의 Mg 합금을 단조용 소재(H42mm, Φ28mm)를 주조하고, 제 2 도에 나타낸 시험장치에 의해 소재온도 350℃에서 60%의 압축가공(변형속도: 저속, 10⁰%/sec 정도)로 실시하며, 상기한 실시예 1과 같은 형태의 T6 처리의 실시후, 회전굽힘 피로시험에 해서 회전굽힘피로 특성을 구했다. 그 결과를 제 5 도에 나타낸다. 이것은 AC4C용탕단조재를 상회하는 것을 나타낸다.

또한, T6 처리후의 평균결정입경과 인장강도(Mpa), 내력 및 연신율(%)의 관계를 제 6 도에 나타냈다. 이로부터 AC4C 용탕단조재와 등가 이상의 기계적 성질을 갖추기에는 특히 내력의 변곡점을 고려하면, 평균결정립의 직경으로 100㎛이하일 필요가 있는 것을 알았다.

<표 5> (중량%)

실시예 9(결정입경과 샤르피 충격과의 관계)

상기한 표 2에 나타난 화학성분(중량%)의 Mg 합금으로부터 단조용소재(H42mm, Φ28mm)를 주조하고, 제 2 도에 나타낸 시험장치에 의해 소재온도 350℃에서 60%의 압축가공(변형속도: 저속, 10%/sec 정도)를 실시해서, T6 처리(400℃×10시간공냉후, 175℃×16시간공냉)을 실시한 후, 평균결정립의 직경(㎛)과 샤르피 충격값(J/㎠)과의 관계를 구하면 제 7 도에 나타낸 바와같다. 이로부터 AC4C용탕단조이상의 충격값을 얻기위해서는 결정립의 직경이 50㎛ 이하일 필요가 있는 것을 알았다.

실시예 10(결정입경과 내식성의 관계)

하기한 표 2에 나타낸 첨가량 상한값 Mg 합금과 하기한 표 6에 나타낸 Al 첨가량 하한값 Mg 합금으로부터 단조용소재(H42mm, Φ28mm)을 단조하고, 제 2 도에 도시한 시험장치에 의해 소재온도 350℃에서 60%의 압축가공(변형속도: 저속, 10³%/sec 정도)로 실시하며, T6 처리(400℃×10시간공냉후, 175℃×16시간공냉)을 실시한 후, 평균결정입경(㎛)과 내식성(mills/year)과의 관계를 구하면, 제 12 도에 도시한 바와같다. 이로부터 결정립의 직경을 미세하게 해가면 200㎛ 근방으로부터 마그네슘 합금중 가장 내식성이 양호하게 되는 AZ91D 합금F(무열처리)재에 필적하는 특성이 얻어지는 것을 알았다.

<표 6> (중량%)

여기서, 부식시험은 염수분무시험으로 내식성을 평가했다. 그 시험조건은 온도 35℃, 시험시간 240시간, 염수농도 5중량%, 테스트 피스 형상은 표면을 에머리(emery)＃600 연마한 50×90×5mm로 내식량은 하기의 식에 의해 구했다.

ρ는 밀도

S는 시험면적

d는 시험기간

W는 부식중량

143.7 = (0.3973 × 365일); 인치/센티미터간의 환산계수

실시예 11(주조냉간속도, 소성가공율과 결정입경과의 관계)

상기한 표 5에 나타낸 화학성분의 Mg 합금으로부터 단조용 소재(H42mm, Φ28mm)를 주조할 경우에 미세화제 CaNCN을 0.5중량% 첨가하고, 냉각속도와 주조소재의 평균결정립의 직경과의 관계를 구하면 제 14 도에 나타낸 바와같다.

다음에 제 2 도에 나타낸 시험장치에 의해 소재온도 350℃에서 압축가공(변형속도: 저속, 10⁰%/sec 정도)로 실시하며, 그 소성가공율과 결정립의 직경의 변화의 관계를 구해서 제 15 도에 나타냈다. 소성가공율이 커지게 되는만큼 본 발명의 Mg 합금은 결정립의 직경이 적어지게 되는 것을 알았다.

실시예 12(단조 휠의 제조)

상기한 표 2의 화학성분의 Mg 합금을 사용해서 연속주조법에 의해 기둥모양의 빌렛을 제조하고, 이것을 제 16 도에 도시한 바와같이 단조를 한다. 다음으로 블록커단조를 하고, 또한 피니셔단조를 해서 휠소재를 단조하고 최후로 스피닝가공을 실시해서 T6 처리(400℃×10시간공냉후, 175℃×16시간공냉)을 가하여 최종제품을 만들어 낸다.

그 결정입경 분포를 보면, 제 17 도에 도시한 바와 같으며 표면영역에 세밀한 결정입경이 분포하고 있다.

그것에 대해 상기한 스피닝가공을 행하지 않고, 단조만으로 최종 제품형상으로 형성할 수 있다. 이 경우에 표면영역에 비교적 결정입도가 분포하는 경우는 미리 제 18 도에 도시한 바와같이 단조용빌렛에 롤러가공등의 소성가공을 실시해두는 것이 바람직하다.

또한, 상기한 롤러가공대신에 단조공정에 있어서 냉각속도를 빠르게 함으로써 표면영역의 결정입도를 미세화하도록 해도 좋다.

실시예 13(반응용 주조 단조법)

우선, 제 20 도의 (A) 내지 (G)는 본원 발명의 실시예에 관련된 마그네슘 합금제 자동체 제품(휠)의 주조 단조에 의한 제조방법의 각 공정을 나타내고 있다.

우선, 최초에 도가니(1)내에 경합금재료인 상기(표 5)의 조성의 마그네슘 합금 재료(2)를 넣어서 히터에 의해 주위로부터 가열해서 반용융상태로 하고, 교반플레이트(3)을 가진 교반봉(4)를 모터(5)에 의해 회전구동함으로써 다음의 (표 7)에 표시된 제조조건하에서 혼합교반한다.

<표 7>(중량%)

이 공정에서 상기한 도가니(1)내에 마그네슘 합금재(2)에 대한 가열 및 교반은 우선 초기의 단계에서는 동재료(2)가 고상(α)과 액상의 중간상태가 되게되는 온도로 가열한다. 그후, 동상태에서 교반플레이트(3)에 의해 상기 (표 7)의 조건으로 강제적으로 교반한다(제 20A 도).

그 결과, 수지상정(덴드라이트)의 고체상이 파쇄되어서 구형이 된다. 이 때의 고체상 비율은 60%이하가 되도록 하는 것이 바람직하다.

다음으로, 상기한 바와같이 해서 고체상 비율(60%) 이하가 된 도가니(1)내의 반용융 상태의 합금재(2)를 플랜저(9)를 갖춘 다이캐스트용의 슬리브(8)내에서 제 20B 도로부터 제 20C 도의 상태가 되도록 주입한다.

그 후, 상기한 슬리브(8)을 다이캐스트금형(20)의 주입구에 결합하고, 플랜저(9)를 작동시켜서 상기한 교반용융상태의 합금재(2)를 다이캐스트금형(20)내에 주입하도록함으로써 주조한다(블랭크제조)(제 20 D).

상기한 바와같이 해서 반용융주조가 완료된 중간성형품으로서 합금재(2)를 다이캐스트금형(20)으로부터 꺼낸다(제 20E 도).

상기한 바와같이 해서 주조성형된 중간성형품인 합금재(2)를 주조소재로서단조용의 밑틀(11)에 고정하고, 윗틀(10)과의 사이에서 단조성형(1회)함으로써 최종성형과 동시에 기계적 각도를 향상시킨다(제 20F 도).

그후, 예를들면 400℃로 4시간의 공냉에 의한 고체 용액, 180℃로 5시간의 공냉에 의한 인공시효처리를 내용으로하는 일본공업규격의 T6 열처리를 행한 뒤에 지그(12),(13)으로 지지해서 세부의 스피닝 가공을 수행하여 최종 성형품(2)를 얻는다(제 20G 도).

실시예 14(미세화제의 첨가효과)

하기 표 8에 나타낸 조성의 마그네슘 합금을 용해하여 약 780℃까지 승온해서 시료(1)에는 미세화제를 첨가하지 않으며, 시료(2)에서는 Sr이 0.02중량%가 잔류하도록 Sr-Al 합금을 첨가하고, 시료(3)에서는 CaNCN을 0.5중량% 첨가해서 교반하고, 연속주조법에 의해 냉각속도를 변화시켜, 주조후의 금속 조직의 평균결정입경과의 관계를 검토했다.

<표 8>

결과를 제 22 도에 나타낸다.

미세화제 비첨가의 경우는 냉각속도 7℃/sec 정도의 통상의 연속주조에 의해 금속조직의 평균결정입경은 200㎛이하가 되며, 한편 미세화제로서 Sr 또는 CaNCN을첨가하면 냉각속도 약 3℃/sec로부터 상기한 평균결정입경이 200㎛이하가 되며, 냉각속도 7℃/sec정도로부터 평균결정입경이 80㎛이하가 된다.

실시예 15(Sr의 잔류)

하기 표 9의 조건하에서 Al: 6.9중량%, Zn: 0.7중량%, Mn: 0.38중량%, 나머지 Mg의 주조재를 용해해서 약 780℃까지 승온된 때, 알루미늄밖에 포함된 상태의 Sr-10% Al 합금용 용탕중에 투입하고, 교반후 온도를 떨어트리면서 진정시켜서 용탕온도가 약 700℃에 달할 때에 70 내지 85℃로 예열된 금형태에 주조하고 주조재중의 Sr함유량을 조사한다. 결과를 제 23 도에 나타낸다.

첨가된 Sr은 합금중에 잔류해서 재용융되는 경우에도 미세화의 효과를 지속한다. 또한, 첨가된 Sr의 일부는 Mg 혹은 Al등의 다른 합금원소와 합금물을 형성해서 정출한다.

<표 9>

실시예 16

도 24에서, Mg 합금 휠(2)은 그 표면에 화학적 피막(2)을 갖추고 있고, 이는내식성을 향상시키기 위한 페인트 층(22)에 의해 피복된다. 화학적 피막은 아크롬산염 처리 등에 의해 생성될 수 있다. 그중, 포스페이트 피막이 폐기물 처리 차원에서 바람직하다. 페인트 피막은 양이온 전극 위치, 분말 피막 등에 결정될 수 있다.

반면에, 도 25 에 나타낸 바와같이, 단조에 의해 용이한 휠 제작에 있어서, 휠 몸체는 디스크 부분(2A)으로 분리될 수 있고, 이 부분은 Mg 합금 주조소재 및 림 부분(2B)으로 이루어지고, 림 부분(2B)은 Al 합금소재와 같은 그 밖의 경금속 물질로 이루어진다. 모든 부분은 볼트(B)에 의해 연결될 수 있다.

이상의 설명에서 분명해진 바와같이 본 발명에 의하면, 대형 단조품에 대해서 제 21 도에 도시한 바와같이 알루미늄 A6061 단조재와 같은 인장강도와 연신을 고려해서, 종래의 Mg 합금 AZ80를 초월하는 인장강도와 연신율을 가진다. 또한, 이러한 Mg 합금소재는 연속주조법에 의해 공급될 수 있으므로, 자동차용 휠등 대형 단조품에 적용하는 것이 적당한 Mg 합금이 제공되게 되는 것이다.

제 1 도는 Mg 합금주조소재의 결정입경과 한계압축율과의 관계를 나타낸 그래프이다.

제 2 도는 주조소재의 압축시험의 설명도이다.

제 3 도는 본 발명의 합금의 단조품에서 Al 첨가량과 인장강도 및 연신과의 관계를 나타낸 그래프이다.

제 4도는 본 발명의 합금의 단조품에서 Al 첨가량과 인장강도 및 샤르피 충격치(Charpy impact value)와의 관계를 나타낸 그래프이다.

제 5 도는 본 발명의 합금의 단조품에서 회전굽힘피로특성을 나타낸 그래프이다.

제 6 도는 본 발명의 합금의 단조품에서 평균결정입경과 인장강도, 내력(yield), 연신과의 관계를 나타낸 그래프이다.

제 7 도는 본 발명의 합금의 단조품에서 평균결정입경과 샤르피 충격치와의 관계를 나타낸 그래프이다.

제 8 도는 본 발명의 단조소재의 평균결정입경 200㎛에서 저속 및 고속변형속도의 가공에 의한 소재가열온도와 한계압축율과의 관계를 나타낸 그래프이다.

제 9 도는 본 발명의 단조소재의 평균결정입경 125, 200, 250㎛에서 변형속도와 한계압축율과의 관계를 나타낸 그래프이다.

제 10 도는 고변형속도하에서의 결정입경과 성형성의 관계를 나타낸 그래프이다.

제 11 도는 본 발명의 주조소재의 Zn량과 한계압출률과의 관계를 나타낸 그래프이다.

제 12 도는 Mg 합금 단조품의 결정입경과 내식성과의 관계를 나타낸 그래프이다.

제 13 도는 본 발명의 주조소재와 종래의 A280 합금 주조소재의 변형(strain)과 변형(deformation) 저항과의 관계를 나타낸 그래프이다.

제 14 도는 본 발명의 주조소재의 주조시 냉각 속도와 결정입경과의 관계를 나타낸 그래프이다.

제 15 도는 본 발명의 주조소재의 소성가공율(plastic processing rate)과 결정입경과의 관계를 나타낸 그래프이다.

제 16 도는 본 발명의 합금의 연속주조재로부터 휠을 성형하는 경우의 공정을 나타낸 그래프이다.

제 17 도는 제 16 도에서 제조된 Mg 합금휠의 결정입도분포도이다.

제 18 도는 본 발명의 주조소재에 대해서 미리 소성가공을 수행한 경우의 일예를 나타낸 개략도이다.

제 19 도는 본 발명의 합금을 사용해서 종래방법으로 성형한 경우의 휠의 결정입도분포도이다.

제 20 도는 본 발명의 합금을 사용해서 반용융단조법에 의해 휠을 제조한 경우의 공정도이다.

제 21 도는 본 발명의 단조품과 종래제품의 인장강도 및 연신율과의 대비를 나타낸 그래프이다.

제 22 도는 본 발명에 관련된 주조재의 미세화제(refining agent) 첨가효과를 나타낸 냉각속도-평균결정입경의 관계를 나타낸 그래프이다.

제 23 도는 Mg 합금 주조재의 Sr 첨가량과 주조재중의 Sr 함유량을 나타낸 그래프이다.

제 24 도는 제 1 휠 실시양태의 절단 중심선을 따른 단면도이다.

제 25 도는 제 2 휠 실시양태의 절단 중심선을 따른 단면도이다.

* 도면의 주요부분에 대한 부호의 설명

1 - 도가니 2 - 본 발명의 합금재

3 - 교반플레이트 4 - 교반봉

20 - 다이캐스트금형

Claims

주된 합금원소로서 6.2 내지 7.6 중량%의 Al 0.15 내지 0.5 중량%의 Mn, 0.4 내지 0.8 중량%의 Zn 및 나머지 량의 Mg를 포함하고, 소재조직의 평균결정입경이 200 ㎛ 이하인, 단조성형성이 우수하여 대형 단조품에 유용한 소성가공용 마그네슘합금주조소재.
제 1 항에 있어서,

소재조직의 핑균결정입경이 80㎛ 이하이고, 고속 탄조성형성이 우수한 소성가공용 마그네슘합금주조소재.
제 1 항에 있어서,

주된합금원소에 0.02 내지 0.5 중량%의Sr을 추가로 포함하는, 단조성형성이 우수한 소성가공용 마그네슘합금주조소재.
제 3 항에 있어서,

Sr이 금속상간화합물로서 소재조직내에 함유되는, 단조성형성이 우수한 소성가공용 마그네슘합금주조소재.
소재조직의 평균결정입경이 100 ㎛ 이하인 인장특성을 갖는, 제 1 항에 따르는 주조소재의 소성가공후의 마그네슘합금부재.
제 5 항에 있어서,

추가로 T6(400℃×15시간공냉 후, 175℃×16시간공냉)로 가열되는, 주조소재의 소성가공후의 마그네슘합금부재.
소재조직의 평균결정입경 100 ㎛ 이하, 신장률 10% 이상, 인장강도 300 MPa 이상의 인장특성을 갖는, 제 2 항 또는 제 3 항에 따르는 주조소재의 소성가공후의 마그네슘합금부재.
제 7 항에 있어서,

소재조직의 평균결정입경이 50 ㎛ 이하이고 AC4C 용탕 단조재보다 큰 충격치를 갖는 마그네슘합금부재.
제 7 항에 있어서,

소재조직의 평균결정입경이 50 ㎛ 이하이고 AZ91D보다 큰 내식성을 갖는 마그네슘합금부재.
제 8 항 또는 제 9 항에 있어서,

자동차용 마그네슘합금휠인 마그네슘합금부재.
제 10 항에 있어서,

주된 합금원소가 하기의 합금성분으로 이루어진마그네슘합금부재:

Al : 6.6 내지 7.25중량%,

Mn : 0.15 내지 0.5중량%.

Zn : 0.4 내지 0.8중량%, 및

Mg : 나머지.
제 10 항에 있어서,

AC4C 용탕 단조재로 제조된 마그네슘합금휠 무게의 2/3배인마그네슘합금부재.
제 10 항에 있어서,

표면에 하성도장(chemical conversion coating)을 하고 다시 페인트 도장한마그네슘합금부재.
제 10 항에 있어서,

디스크부가 마그네슘소재로 이루어지고 림(rim)부가 기타 경금속합금소재로 이루어진마그네슘합금부재.
(a) 주된 합금원소로서 6.2 내지 7.6 중량%의 Al, 0.15 내지 0.5 중량%의 Mn, 0.4 내지 0.8 중량%의 Zn 및 나머지 량의 Mg를 포함하는 마그네슘합금주조소재 용융물을 제공하는 단계; 및

(b) 상기 용융물을 주조하여 평균결정입경이 200 ㎛ 이하인 마그네슘합금주조소재를 수득하는 단계를 포함하는

단조성형성이 우수하여 대형 단조품에 유용한 소성가공용마그네슘합금주조소재의 제조방법.
제 15 항에 있어서,

마그네슘합금주조소재를 단조하여 평균결정입경 100 ㎛ 이하의 금속 조직을 얻는 단계를 추가로 포함하는 마그네슘합금주조소재의 제조방법.
제 16 항에 있어서,

단조재를 T6로 가열하는 단계를 추가로 포함하는 마그네슘합금주조소재의 제조방법.
제 16 항에 있어서,

마그네슘합금주조소재를 단조하여 평균결정입경 100 ㎛ 이하의 금속 조직을 갖는 최종 생성물을 얻는 단계; 및 상기 최종 생성물을 T6로 가열하는 단계를 추가로 포함하는 마그네슘합금주조소재의 제조방법.
제 16 항에 있어서,

마그네슘합금주조소재가 마그네슘합금주조휠인 마그네슘합금주조소재의 제조방법.
제 15 항에 있어서,

(a) 단계후의 미세화제(refining agent)를 용융물에 첨가하는 단계를 포함하고, (b) 단계를 3 내지 15℃/sec의 냉각속도로 수행하는 마그네슘합금주조소재의 제조방법.
제 20 항에 있어서,

미세화제가 CaNCN 및 Sr로 이루어진 군에서 선택된 마그네슘합금주조소재의 제조방법.
제 20 항에 있어서,

연속주조법으로 주조하는 마그네슘합금주조소재의 제조방법.
제 20 항에 있어서,

주조될 용융물의 반용융상태에서 주조하는 마그네슘합금주조소재의 제조방법.
(a) 주된 합금원소로서 6.2 내지 7.6 중량%의 Al, 0.15 내지 0.5 중량%의 Mn, 0.4 내지 0.8 중량%의 Zn 및 나머지 량의 Mg를 포함하고, 평균결정입경이 200 ㎛ 이하인 단조성형성이 우수하여 대형 단조품에 유용한 소성가공용 마그네슘합금주조소재를 제공하는 단계; 및

(b) 상기 마그네슘합금주조소재를 소성가공하여 평균결정입경 100 ㎛ 이하의 금속 조직을 갖는 최종 생성물을 제공하는 단계를 포함하는

마그네슘합금부재의 제조방법.
제 24 항에 있어서,

마그네슘합금주조소재가 주된 합금성분중 하나로서 0.02 내지 0.5 중량%의 Sr을 추가로 함유하는 마그네슘합금부재의 제조방법.
제 24 항 또는 제 25 항에 있어서,

소성가공이 단조공정인 마그네슘합금부재의 제조방법.
제 24 항 또는 제 25 항에 있어서,

소성가공이 2개 이상의 단조공정으로 이루어지고, 제 2 공정 이후의 공정을 제 1 공정보다 고속으로 수행하는 마그네슘합금부재의 제조방법.
제 25 항에 있어서,

(b) 단계를 350℃ 이상에서 수행하고, (b) 단계 후의 최종 생성물을 시효경화하는 단계를 포함하는

마그네슘합금부재의 제조방법.