KR101094594B1 - 용접성과 연성이 우수한 고항복비 고강도 냉연 강판 - Google Patents

용접성과 연성이 우수한 고항복비 고강도 냉연 강판 Download PDF

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Abstract

질량 ％로, C : 0.030 ％ 초과 내지 0.10 ％ 미만, Si : 0.30 내지 0.80 ％, Mn : 1.7 내지 3.2 ％, P : 0.001 내지 0.02 ％, S : 0.0001 내지 0.006 ％, Al : 0.060 ％ 이하, N : 0.0001 내지 0.0070 ％를 함유하고, Ti : 0.01 내지 0.055 ％, Nb : 0.012 내지 0.055 ％, Mo : 0.07 내지 0.55 ％, B : 0.0005 내지 0.0040 ％를 더 함유하는 동시에, 1.1 ≤ 14 × Ti(％) + 20 × Nb(％) + 3 × Mo(％) + 300 × B(％) ≤ 3.7을 만족하고, 잔부가 철 및 불가피적 불순물로 이루어지는 강이고, 항복비가 0.64 이상 0.92 미만이며, TS × El이 3320 이상 또한 YR × TS × El1 /2 ≥ 2320, 인장 최고 강도(TS)가 780 ㎫ 이상인 것을 특징으로 하는 용접성과 연성이 우수한 고항복비 고강도 박강판.
불가피적 불순물, 고강도 박강판, 합금화 처리, 주조 슬래브, 아연 도금욕

Description

용접성과 연성이 우수한 고항복비 고강도 냉연 강판{HIGH-YIELD-RATIO HIGH-STRENGTH COLD ROLLED STEEL SHEET EXCELLING IN WELDABILITY AND DUCTILITY}
본 발명은 자동차, 건재, 가전 등에 적합한 고항복비이며 또한 용접성과 연성이 우수한 고강도 박강판과 상기 박강판에 용융 아연 도금 처리를 실시한 고강도 용융 아연 도금 박강판, 또한 합금화 처리를 실시한 합금화 용융 아연 도금 박강판과 그 제조 방법에 관한 것이다.
최근, 특히 자동차 차체에 있어서 연비 향상이나 내구성 향상을 목적으로 한 가공성이 좋은 고강도 강판의 수요가 높아지고 있다. 덧붙여, 충돌 안전성이나 캐빈 스페이스의 확대의 필요성으로부터 인장 강도로서 780 ㎫급 클래스 이상의 강판이, 차체 골격용 부재나 레인포스 등의 부재에 사용되고 있다.
차체 골격용 강판으로서 우선 중요한 것은, 스폿 용접성이다. 차체 골격 부 재는 충돌시에 충격을 흡수함으로써 탑승자를 보호하는 역할을 담당하고 있다. 스폿 용접부의 강도가 충분하지 않으면 충돌시에 파단하여, 충분한 충돌 에너지 흡수 성능을 얻을 수 없다.
용접성을 고려한 고강도 강판에 관한 기술은, 예를 들어 일본 특허 공개 제2003-193194호 공보나 일본 특허 공개 제2000-80440호 공보에 개시되어 있다. 또한, 그 밖에 용접성을 검토한 것에 일본 특허 공개 소57-110650호 공보가 있지만, 이것은 플래쉬 버트 용접성밖에 의론되어 있지 않으며, 본 발명에서 중요한 스폿 용접성을 향상시키는 기술에 대해서는 전혀 개시하고 있지 않다.
다음에, 항복 강도가 높은 것이 중요하다. 즉, 항복비가 높은 재료는 충돌 에너지 흡수 성능이 우수하다. 높은 항복비를 얻기 위해서는 조직을 베이나이트화하는 것이 유용하며, 일본 특허 공개 제2001-355043호 공보에는 베이나이트 조직을 주상(主相)으로 하는 강판과 제조 방법이 개시되어 있다.
마지막으로, 강판의 가공성, 즉 연성, 굴곡성, 신장 플랜지성 등이 중요하다. 예를 들어 구멍 확장성에 대해서는「CAMP-ISIJ vol. 13(2000)p395」에 주상을 베이나이트로 하여 구멍 확장성을 향상시키고, 또한 돌출 성형성에 대해서도 제2상에 잔류 오스테나이트를 생성시킴으로써 현행의 잔류 오스테나이트강과 비슷한 돌출성을 나타내는 것이 개시되어 있다.
또한, Ms 온도 이하에서 오스템퍼 처리를 함으로써 체적율 2 내지 3 ％의 잔류 오스테나이트를 생성시키면, 인장 강도 × 구멍 확장율이 최대가 되는 것도 개시되어 있다.
또한, 고강도재의 고연성화를 도모하기 위해, 복합 조직을 적극적으로 활용하는 것이 일반적이다.
그러나, 제2상으로서 마르텐사이트나 잔류 오스테나이트를 활용한 경우에, 구멍 확장성이 현저히 저하되는 문제가, 예를 들어「CAMP-ISIJ vo1. 13(2000)p391」에 개시되어 있다.
그리고, 상기 문헌에는 주상을 페라이트, 제2상을 마르텐사이트로 하고, 양자의 경도차를 감소시키면 구멍 확장율이 향상되는 것이 개시되어 있다. 또한, 구멍 확장성과 연성이 우수한 강판의 예가, 일본 특허 공개 제2001-366043호 공보에 개시되어 있다.
그러나, 780 ㎫ 이상의 인장 강도를 갖는 강판에 대해 높은 항복비와 양호한 연성을 겸비하고, 또한 스폿 용접성이 양호한 강판에 대해서는 충분한 검토가 이루어졌다고는 말하기 어렵다.
특히, 스폿 용접성에 관해서는 고강도 강판이 되면 오히려 용접부 강도가 저하되거나, 산포 발생 영역이 되는 용접 전류로 용접을 행하면 용접부 강도가 현저히 저하되거나 변동되거나 하는 문제가 있어, 고강도 강판 시장 확대의 저해 요인이 되고 있었다.
본 발명의 목적은 780 ㎫ 이상의 인장 최고 강도를 갖고, 항복비가 높고 또한 자동차 차체 골격 부품에 적합한 연성과 용접성을 겸비한 박강판을 제공하는 것이다.
종래는 강판에 요구되는 수많은 필요성에 대응하기 위해 Si, Mn, Ti, Nb, Mo, B 각각의 원소에 있어서, 그들 원소가 갖는 주된 재질에의 영향만을, 예를 들어 강도에 대해서만 혹은 용접성에 대해서만 첨가 원소 각각의 영향대 및 원소간 상호 영향을 고려한 이른바「영향대 가산」으로 개선을 겨냥해 왔다.
그런데, 각각의 원소는 주된 재질에의 영향뿐만 아니라, 부차적인 재질에의 영향, 예를 들어 Mo이면「용접성을 개선하는(주된 재질에의 영향) 동시에 강도도 향상시키는 한편, 연성을 저하시킨다(부차적인 재질에의 영향)」는 작용을 갖고 있으므로, 다양화하는 필요성 전부를 만족시키기 위해 그들 원소가 다수 첨가된 강판은, 주된 재질에의 영향에 의한 개선이 보이지만 예상되는 정도의 개선량이 아니거나, 부차적인 재질에의 영향의 누적에 의해 예상 외의 성능 부족이 보이는 등 필요성 전부를 만족시키는 것은 곤란하였다.
이를 개선하기 위해, 각각의 원소의 대해 첨가량의 상하한을 설정하고 있었지만 그래도 충분하다고는 할 수 없었다.
특히, 최근의 자동차 차체 골격 부품에 필요한 고항복비와 연성 및 용접성을 한번에 만족하는 성분 한정 범위는 지금까지 없으며, 연구 개발자에게 있어서 해결해야 할 과제 중 하나로 되어 있었다.
그래서, 본 발명자들은 상기 강판을 제공하기 위해 다양한 검토를 행한 결과, Si의 성분 범위와 특정 원소의 관계에 착안하여 Si를 특정 범위로 한정하고, 또한 Ti, Nb, Mo, B의 함유량을 특정한 범위로 하고, 특정 계수를 이용하여 각각의 원소를 서로 균형잡히게 하는 관계식으로 합계 첨가량을 적절한 범위 내로 함으로써 고항복비와 연성을 양립시키고, 용접성도 겸비할 수 있는 것을 발견하고, 또한 적절한 열연, 소둔(燒鈍) 조건으로 제조함으로써 그들 성능을 보다 향상시키는 것을 발견하였다.
항복비에 대해서는, 높은 쪽이 충돌 흡수 에너지의 관점에서 유리한 것은 상술한 바와 같지만, 지나치게 높으면 프레스 성형시의 형상 동결성이 열악해지므로 항복비는 0.92 이상이 되지 않는 것이 중요하다.
본 발명은 상기 지견을 기초로 하여 완성된 것으로, 그 요지로 하는 바는 이하와 같다.
(1) 질량 ％로,
C : 0.030 초과 내지 0.10 ％ 미만,
Si : 0.30 내지 0.80 ％,
Mn : 1.7 내지 2.49 ％,
P : 0.001 내지 0.02 ％,
S : 0.0001 내지 0.006 ％,
Al : 0.060 ％ 이하,
N : 0.0001 내지 0.0040 ％를 함유하고,
Ti : 0.01 내지 0.055％,
Nb : 0.012 내지 0.055 ％,
Mo : 0.07 내지 0.55 ％,
B : 0.0005 내지 0.0040 ％를 더 함유하는 동시에,
1.1 ≤ 14 × Ti(％) + 20 × Nb(％) + 3 × Mo(％) + 300 × B(％) ≤ 3.7을 만족하고, 잔부가 철 및 불가피적 불순물로 이루어지는 강이며, 항복비가 0.64 이상 0.90 미만이고, TS × El1 /2이 3320 이상 또한 YR × TS × El1 /2가 2320 이상, 인장 최고 강도(TS)가 780 ㎫ 이상인 것을 특징으로 하는 용접성과 연성이 우수한 고항복비 고강도 박강판.
(2) 질량 ％로,
Cr : 0.01 내지 1.5 ％,
Ni : 0.01 내지 2.0 ％,
Cu : 0.001 내지 2.0 ％,
Co : 0.01 내지 1 ％,
W : 0.01 내지 0.3 ％ 중 1 종류 또는 2 종류를 더 함유하는 것을 특징으로 하는 (1)에 기재된 용접성과 연성이 우수한 고항복비 고강도 박강판.
(3) 상기 항복비가 0.72 이상 0.90 미만이고, 강판의 판 두께 1/8층에 있어서의 판면과 평행한 {110}면의 X선 강도비가 1.0 이상인 것을 특징으로 하는 (1) 또는 (2)에 기재된 용접성과 연성이 우수한 고항복비 고강도 열연 강판.
(4) 상기 항복비가 0.64 이상 0.90 미만이고, 강판의 판 두께 1/8층에 있어서의 판면과 평행한 {110}면의 X선 강도비가 1.0 미만인 것을 특징으로 하는 (1) 또는 (2)에 기재된 용접성과 연성이 우수한 고항복비 고강도 냉연 강판.
(5) (3)에 기재된 화학 성분으로 이루어지는 열연 강판에, 용융 아연 도금 처리한 것을 특징으로 하는 용접성과 연성이 우수한 고항복비 고강도 용융 아연 도금 강판.
(6) (3)에 기재된 화학 성분으로 이루어지는 열연 강판에, 용융 아연 도금 처리하고, 또한 합금화 처리한 것을 특징으로 하는 용접성과 연성이 우수한 고항복비 고강도 합금화 용융 아연 도금 강판.
(7) (4)에 기재된 화학 성분으로 이루어지는 냉연 강판에, 용융 아연 도금 처리한 것을 특징으로 하는 용접성과 연성이 우수한 고항복비 고강도 용융 아연 도금 강판.
(8) (4)에 기재된 화학 성분으로 이루어지는 냉연 강판에, 용융 아연 도금 처리하고, 또한 합금화 처리한 것을 특징으로 하는 용접성과 연성이 우수한 고항복비 고강도 합금화 용융 아연 도금 강판.
(9) (3)에 기재된 화학 성분으로 이루어지는 주조 슬래브를, 직접 또는 일단 냉각한 후에 1160 ℃ 이상으로 가열하여, Ar3 변태 온도 이상에서 열간 압연을 완료하고, 열간 압연 종료로부터 650 ℃까지 평균 냉각 속도 25 내지 70 ℃/s에서 냉각하고, 700 ℃ 이하의 온도에서 권취하는 것을 특징으로 하는 용접성과 연성이 우수 한 고항복비 고강도 열연 강판의 제조 방법.
(10) (5)에 기재된 화학 성분으로 이루어지는 주조 슬래브를, 직접 또는 일단 냉각한 후에 1160 ℃ 이상으로 가열하여, Ar3 변태 온도 이상에서 열간 압연을 완료하고, 열간 압연 종료로부터 650 ℃까지 평균 냉각 속도 25 내지 70 ℃/s에서 냉각하고, 700 ℃ 이하의 온도에서 권취하고, 그 후 연속 용융 아연 도금 라인을 통판할 때에 최고 가열 온도를 500 ℃ 이상 950 ℃ 이하로 하고, (아연 도금욕 온도 - 40) ℃ 내지 (아연 도금욕 온도 + 50) ℃로 냉각 후, 아연 도금욕에 침지하고, 압하율 0.1％ 이상의 스킨패스를 행하는 것을 특징으로 하는 용접성과 연성이 우수한 고항복비 고강도 용융 아연 도금 열연 강판의 제조 방법.
(11) (6)에 기재된 화학 성분으로 이루어지는 주조 슬래브를, 직접 또는 일단 냉각한 후에 1160 ℃ 이상으로 가열하여, Ar3 변태 온도 이상에서 열간 압연을 완료하고, 열간 압연 종료로부터 650 ℃까지 평균 냉각 속도 25 내지 70 ℃/s에서 냉각하고, 700 ℃ 이하의 온도에서 권취하고, 그 후 연속 용융 아연 도금 라인을 통판할 때에 최고 가열 온도를 500 ℃ 이상 950 ℃ 이하로 하고, (아연 도금욕 온도 - 40) ℃ 내지 (아연 도금욕 온도 + 50) ℃로 냉각 후, 아연 도금욕에 침지하고, 계속해서 480 ℃ 이상의 온도에서 합금화 처리를 실시하고, 압하율 0.1 ％ 이상의 스킨패스를 행하는 것을 특징으로 하는 용접성과 연성이 우수한 고항복비 고강도 합금화 용융 아연 도금 열연 강판의 제조 방법.
(12) (4)에 기재된 화학 성분으로 이루어지는 주조 슬래브를, 직접 또는 일 단 냉각한 후에 1160 ℃ 이상으로 가열하여, Ar3 변태 온도 이상에서 열간 압연을 완료하고, 열간 압연 종료로부터 650 ℃까지 평균 냉각 속도 25 내지 70 ℃/s에서 냉각하고, 750 ℃ 이하의 온도에서 권취하고, 산 세척 후 압하율 30 내지 80 ％의 냉연을 실시하고, 연속 소둔 라인을 통판할 때에 700 ℃까지의 평균 가열 속도를 10 내지 30 ℃/s로 하고, 최고 가열 온도를 750 ℃ 이상 950 ℃ 이하로 하고, 가열 후의 냉각 과정에서 500 내지 600 ℃의 범위에 있어서의 평균 냉각 속도를 5 ℃/s 이상으로 냉각하고, 또한 압하율 0.1 ％ 이상의 스킨패스를 실시하는 것을 특징으로 하는 용접성과 연성이 우수한 고항복비 고강도냉연 강판의 제조 방법.
(13) (7)에 기재된 화학 성분으로 이루어지는 주조 슬래브를, 직접 또는 일단 냉각한 후에 1160 ℃ 이상으로 가열하여, Ar3 변태 온도 이상에서 열간 압연을 완료하고, 열간 압연 종료로부터 650 ℃까지 평균 냉각 속도 25 내지 70 ℃/s에서 냉각하고, 750 ℃ 이하의 온도에서 권취하고, 산 세척 후 압하율 30 내지 80 ％의 냉연을 실시하고, 연속 용융 아연 도금 라인을 통판할 때에 700 ℃까지의 평균 가열 속도를 10 내지 30 ℃/s로 하고, 최고 가열 온도를 750 ℃ 이상 950 ℃ 이하로 하고, 가열 후의 냉각 과정에서 500 내지 600 ℃의 범위에 있어서의 평균 냉각 속도를 5 ℃/s 이상으로 냉각하고, (아연 도금욕 - 40) ℃ 내지 (아연 도금욕 온도 + 50) ℃로 냉각 후, 아연 도금욕에 침지하고, 압하율 0.1 ％ 이상의 스킨패스를 실시하는 것을 특징으로 하는 용접성과 연성이 우수한 고항복비 고강도 용융 아연 도금 강판의 제조 방법.
(14) (8)에 기재된 화학 성분으로 이루어지는 주조 슬래브를, 직접 또는 일단 냉각한 후에 1160 ℃ 이상으로 가열하고, Ar3 변태 온도 이상에서 열간 압연을 완료하고, 열간 압연 종료로부터 650 ℃까지 냉각 속도 25 내지 70 ℃/s로 냉각하고, 750 ℃의 온도에서 권취하고 산 세척 후 압하율 30 내지 80 ％의 냉연을 실시하고, 연속 용융 아연 도금 라인을 통판할 때에 700 ℃까지의 평균 가열 속도를 10 내지 30 ℃/s로 하고, 최고 가열 온도를 750 이상 950 ℃ 이하로 하고, 가열 후의 냉각 과정에서 500 내지 600 ℃의 범위에 있어서의 평균 냉각 속도를 5 ℃/s 이상으로 냉각하고, (아연 도금욕 온도 - 40) ℃ 내지 (아연 도금욕 온도 + 50) ℃로 냉각 후, 아연 도금욕에 침지하고, 계속해서 480 ℃ 이상의 온도에서 합금화 처리를 실시하고, 압하율 0.1 ％ 이상의 스킨패스를 실시하는 것을 특징으로 하는 용접성과 연성이 우수한 고항복비 고강도 합금화 용융 아연 도금 강판의 제조 방법.
이하, 본 발명을 상세하게 설명한다.
우선, 본 발명에 있어서의 주조 슬래브의 화학 성분의 한정 이유에 대해 서술한다. 또한, ％는 질량 ％를 의미한다.
C : 0.030 ％ 초과 내지 0.10 ％ 미만
C는 고강도화에 유효한 원소이므로, 0.030 ％ 초과의 첨가가 필요하다. 한편, 0.10 ％ 이상이 되면 용접성이 열화되어, 자동차 차체 골격용 부품 등에 적용한 경우에 접합부 강도나 피로 강도의 관점에서 문제를 발생하는 경우가 있다.
또한, 0.10 ％ 이상이 되면 구멍 확장성이 열화되므로, 0.10 ％를 상한으로 한다. 0.035 내지 0.09 ％가 보다 바람직한 범위이다.
Si : 0.30 내지 0.80 ％
Si는, 본 발명에 있어서 중요하다. 즉, Si는 0.30 내지 0.80 ％여야만 한다. Si는 연성을 향상시키는 원소로서 널리 알려져 있다. 한편, Si의 항복비로의 영향이나 용접성에 관한 지견은 적고, 상기 Si량의 범위는 본 발명자들이 예의 검토를 진행한 결과로서 얻어진 범위이다.
Si량을 이 범위로 하는 것에 따른 효과, 즉 소정의 항복비, 연성 및 용접성을 겸비한다고 하는 지금까지는 없는 강판은 후술하는 소정의 Mn량과 Ti, Nb, Mo, B 각 양과의 공존에 의해 비로소 실현되는 것이다.
특히, 용접성은 Si를 첨가하면 열화되는 것이 상식이지만, Si를 이와 같이 상술한 5 종류의 원소와 공존시킴으로써 오히려 TSS나 CTS가 향상되고, 특히 산포 발생 영역에서도 양호한 특성을 유지할 수 있는 것을 발견하였다.
본 발명에 있어서는, 양호한 연성 및 항복비를 확보하기 위해 0.30 ％ 이상의 Si를 첨가한다. 또한, Si는 비교적 조대한 탄화물의 생성을 억제하여, 구멍 확장성을 향상시킨다.
Si의 과잉 첨가는 도금성을 열악하게 하는 것 외에, 용접성이나 연성, 항복비에도 악영향을 미치므로 0.80 ％를 상한으로 한다. 0.65 ％가 보다 바람직한 상한이다.
Mn : 1.7 내지 3.2 ％
Mn은, 페라이트 변태를 억제하여 주상을 베이나이트 또는 베이니틱 페라이트로 함으로써 균일 조직을 형성하는 작용을 하는 것 외에, 강도 저하와 구멍 확장성 열화 중 하나의 원인인 탄화물 석출이나, 펄라이트 생성을 억제하는 작용을 한다. 또한, Mn은 항복비를 높이는 데에도 유효하다.
따라서, 1.7 ％ 이상을 첨가한다. 1.7 ％ 미만에서는, Si, Mo, Ti, Nb, B와의 복합 첨가에 의해 저C이면서 높은 항복비와 양호한 연성을 양립시킬 수 없다.
그러나, 과잉 첨가는 용접성을 열화시키는 것 외에, 다량의 마르텐사이트 생성을 촉진시키거나, 편석 등에 의해 연성이나 구멍 확장성의 현저한 저하를 초래하므로 3.2 ％를 상한으로 한다. 1.8 내지 2.6 ％가 보다 바람직한 범위이다.
P : 0.001 내지 0.02 ％
P는 강화 원소이지만, 과잉 첨가는 구멍 확장성 또한 용접부의 접합 강도나 피로 강도를 열화시키므로 상한을 0.02 ％로 한다. 한편, 극저 P화는 경제적으로도 불리하기 때문에, 0.001 ％를 하한으로 한다. 0.003 내지 0.014 ％의 범위가 보다 바람직한 범위이다.
S : 0.0001 내지 0.006 ％
극저 S화는 경제적으로 불리하기 때문에, 0.0001 ％를 하한으로 한다. 한편, 0.006 ％를 초과하는 첨가는 강판의 구멍 확장성이나 굴곡성, 또는 용접부의 접합 강도나 피로 강도에 악영향을 미치므로 0.006 ％를 상한으로 한다. 보다 바람직하게는, 0.003 ％를 상한으로 한다.
Al : 0.060 ％ 이하
Al은 탈산 원소로서 유효하지만 과잉 첨가하면 조대한 Al계의 개재물, 예를 들어 알루미나의 클러스터를 형성하여 굴곡성이나 구멍 확장성을 열화시킨다. 이로 인해, 0.060 ％를 상한으로 하였다.
하한은 특별히 한정하지 않지만, 탈산을 Al에 의해 행하고, 또한 잔존하는 Al량을 0.003 ％ 이하로 하는 것은 곤란하므로 0.003 ％가 실질적인 하한이다. 탈산을 Al 이외의 원소로 행하거나, Al 이외의 원소를 병용하거나 하는 경우에는 이에 한정되지 않는다.
N : 0.0001 내지 0.0070 ％
N은, 고강도화나 BH성[소부(燒付) 경화성]을 부여하거나 하는 데 도움이 되지만, 지나치게 첨가하면 조대한 화합물을 형성하여 굴곡성이나 구멍 확장성을 열화시키므로 0.0070 ％를 상한으로 한다.
한편, 0.0001 ％ 미만으로 하는 것은 기술적으로 매우 곤란하므로, 0.0001 ％를 하한으로 한다. 0.0010 내지 0.0040 ％가 보다 바람직한 범위이다.
Ti : 0.01 내지 0.055 ％
Nb : 0.012 내지 0.055 ％
Mo : 0.07 내지 0.55 ％
B : 0.0005 내지 0.0040 ％
이들 원소는, 본 발명에 있어서 매우 중요하다. 즉, 이들 4 종류의 원소를 Si, Mn과 동시에 첨가함으로써 고항복비가 얻어지고, 또한 차체 골격 부품에 성형 가공하는 데 필요한 연성을 비로소 확보할 수 있다.
또한, Si나 Mn의 첨가는 용접성을 열화시키는 것이 알려져 있지만, 이들 4 종류의 원소를 소정량, 동시에 첨가함으로써 양호한 용접성을 확보할 수 있다.
상기 복합 첨가에 의해 상기 효과가 발현하는 것은, 본 발명자들이 용접성과 연성, 또한 고항복비를 겸비한 강을 창출한다는 과제를 바탕으로 예의 검토한 결과, 비로소 발견한 지견이다.
각 원소의 양은 이러한 관점으로부터 결정된 것이며, 이 범위로부터 벗어나서는 충분한 효과를 얻을 수 없다. 보다 바람직한 범위는, Ti : 0.018 내지 0.030 ％ 미만, Nb : 0.017 내지 0.036 ％, Mo : 0.08 내지 0.30 ％ 미만, B : 0.0011 내지 0.0033 ％이다.
또한, Ti, Nb, Mo, B의 함유량이, Si의 특정 범위 중에서 다음 관계식, 1.1 ≤ 14 × Ti(％) + 20 × Nb(％) + 3 × Mo(％) + 300 × B(％) ≤ 3.7을 충족시킴으로써, 보다 바람직하게는 1.5 ≤ 14 × Ti(％) + 20 × Nb(％) + 3 × Mo(％) + 300 × B(％) ≤ 2.8을 충족시킴으로써 고항복비와 연성, 용접성을 밸런스 좋게 확보할 수 있다.
Si의 특정 범위 중에서 상기 관계식을 만족함으로써 고항복비와 연성, 용접성을 밸런스 좋게 확보할 수 있는 이유에 대해서는 명확하지 않지만, 페라이트의 강도와 베이나이트의 경도의 밸런스가 적절해져 고항복비와 양연성이라는 상반되는 특성이 양립한다고 생각할 수 있다.
또한, 용접부에 대해서도 너겟 및 HAZ부(용접 열영향부)의 경도 분포를 완만하게 하고 있다고 추측된다. 상기 식의 범위를, 1.1 내지 3.7로 하였다. 1.1 미 만에서는, 고항복비를 얻는 것이 곤란해져 용접 강도도 저하한다.
또한, 3.7 초과에서는 연성이 열화되므로 3.7을 상한으로 한다. 보다 바람직한 범위는, 1.5 ≤ 14 × Ti(％) + 20 × Nb(％) + 3 × Mo(％) + 300 × B(％) ≤ 2.8이다.
본 발명에서 얻어지는 강판의 항복비는, 열연 강판에서 0.72 이상 0.90 미만, 또한 냉연 강판에서 0.64 이상 0.90 미만이다. 열연 강판의 경우 0.72 미만에서는, 또한 냉연 강판인 경우 0.64 미만에서는 충분한 충돌 안전성을 확보할 수 없는 경우가 있다.
한편, 열연 강판인 경우 0.90 이상에서는, 또한 냉연 강판인 경우 0.90 이상에서는 프레스 성형시의 형상 동결성이 열악해지므로, 상한을 열연 강판인 경우 0.90 미만으로 하고, 냉연 강판인 경우 0.90 미만으로 한다.
열연 강판인 경우, 보다 바람직하게는 0.76 내지 0.88이다. 또한, 냉연 강판인 경우, 보다 바람직하게는 0.68 내지 0.88, 더욱 바람직하게는 0.74 내지 0.86이다. 또한, 항복비는 압연 방향과 수직 방향을 인장 방향으로 하는 JIS5호 인장 시험편에 의해 평가한다.
본 발명의 열연 강판에 있어서, 판 두께 1/8층에 있어서의 판면과 평행한 {110}면의 X선 강도비는 1.0 이상이다. 이에 의해, 압연 방향에 대해 45 °방향의 교축성이 향상되는 경우가 있다. 또한, 본 발명의 열연 강판에 있어서 상기 X선 강도비를 1.0 미만으로 하기 위해서는 윤활 압연 등을 실시할 필요가 있어 비용고가 된다. 상기 X선 강도비는, 바람직하게는 1.3 이상이다.
본 발명의 냉연 강판에 있어서, 판 두께 1/8층에 있어서의 판면과 평행한 {110}면의 X선 강도비는 1.0 미만이다. 이 X선 강도비가 1.0 이상에서는, 성형성이 열화되는 경우가 있다. 또한, 본 발명의 냉연 강판에 있어서는 상기 X선 강도비를 1.0 이상으로 하기 위해서는 특수한 압연이나 소둔을 실시할 필요가 있어 비용고가 된다. 상기 X선 강도비는, 바람직하게는 0.8 미만이다.
또한, X선에 의한 면 강도비의 측정은, 예를 들어 신판 칼리티 X선 회절 요론(1986년 발행, 마쯔무라 겐타로역, 가부시끼가이샤 아그네) 290-292 페이지에 기재된 방법에 따라서 행하면 좋다.
면 강도비라 함은 본 발명의 강판의 {110}면 X선 강도를 표준 샘플(랜덤 방위 샘플)의 {110}면 X선 강도에 의해 규격화한 값을 말한다.
판 두께 1/8층이라 함은, 전체 판 두께를 1로 하였을 때, 판 두께 표면측으로부터 중심측을 향해 1/8 두께 들어간 면을 가리킨다. 시료 조정시에 1/8층을 정확하게 깎아내는 것은 곤란하므로, 판 두께의 3/32층 내지 5/32층의 범위를 1/8층이라 정의한다.
시료 제작시에는, 기계 연마에 의해 초벌 마무리를 행하여, #800 내지 1200 정도의 연마지로 마무리하고, 최종적으로 화학 연마로 20 미크론 두께 이상 제거한다.
본 발명에서 얻어지는 강판의 스폿 용접성은, 산포 발생 영역이 되는 용접 전류라도 산포 발생 직전의 용접 전류로 용접하였을 때의 열십(十)자형 인장 시험에 의한 인장 하중(CTS)에 비교하여 CTS의 열화대가 작은 것에 특징이 있다.
즉, 통상의 강판에서는 산포 발생을 수반하는 용접을 행하면, CTS가 크게 저하되거나 CTS의 변동이 커지는 데 반해, 본 발명의 강판에서는 CTS의 저하율이나 변동이 작다.
산포 발생 영역에서의 용접 전류치로서는, 산포 발생 직전의 전류치(CE로 함)에 1.5 kA를 가한 전류치로 한다. 용접 전류를 CE로 하는 용접을 10회 행하였을 때의 CTS의 최저치를 1로 하였을 때, 용접 전류를 (CE + 1.5)kA로 하는 시험을 10회 행하였을 때의 CTS의 최저치를 0.7 이상으로 한다.
상기 최저치는, 바람직하게는 0.8 이상, 더욱 바람직하게는 0.9 이상이다. 또한, CTS는 JIS Z 3137의 방법에 준거하여 평가한다.
다음에, 상기 (2)의 발명에서 규정하는 요건에 대해 서술한다.
Cr : 0.01 내지 1.5 ％
Cr은 고강도화에 유효한 것 외에, 탄화물 생성의 억제와 베이나이트 및 베이니틱 페라이트 생성을 통해 굴곡성이나 구멍 확장성을 향상한다. 또한, Cr은 고강도화에 대한 효과에 비해서는 용접성의 열화가 작은 원소이기도 하므로, 필요에 따라서 첨가한다.
0.01 ％ 미만의 첨가에서는 현저한 효과가 얻어지지 않으므로, 0.01 ％를 하한으로 하고, 한편 1.5 ％를 초과하는 양의 첨가에서는 가공성이나 도금성에 악영향을 미치므로 1.5 ％를 상한으로 한다. 바람직하게는, 0.2 내지 0.8 ％이다.
Ni : 0.01 내지 2.0 ％
Cu : 0.001 내지 2.0 ％
본 발명의 강판은 강도 - 구멍 확장성 밸런스에 악영향을 주지 않고, 도금성을 향상시키는 것을 목적으로 하여 Cu 및/또는 Ni를 함유해도 된다. Ni는, 도금성 향상 이외에는 켄칭성 향상의 목적도 있어 0.01 ％ 이상 첨가한다.
한편, 2.0 ％를 초과하는 양의 첨가에서는, 합금 비용의 증가, 가공성, 특히 마르텐사이트 생성에 수반하는 경도 상승에 기여하여 악영향을 미치므로 2.0 ％를 상한으로 한다.
Cu는 도금성 향상 이외에는, 강도 향상의 목적도 있어 0.001 ％ 이상 첨가한다. 한편, 2.0 ％를 초과하는 양의 첨가에서는, 가공성이나 리사이클성에 악영향을 미치므로 2.0 ％를 상한으로 한다.
본 발명의 강판인 경우, Si를 함유하고 있으므로 Ni를 0.2 ％ 이상 및/또는 Cu를 0.1 ％ 이상으로 하는 것이, 도금성과 합금화 반응성의 관점에서 바람직하다.
Co : 0.01 내지 1 ％
W : 0.01 내지 0.3 ％
본 발명의 강판은, Co, W 중 1 종류 또는 2 종류를 더 함유해도 좋다.
Co는, 베이나이트 변태 제어에 의한 강도 - 구멍 확장성(및 굴곡성)의 밸런스를 양호하게 유지하기 위해 0.01 ％ 이상 첨가한다. 그러나, Co는 고가의 원소로, 다량 첨가는 경제성을 해치므로 1 ％ 이하의 첨가가 바람직하다.
W는, 0.01 ％ 이상에서 강화 효과가 나타나므로, 하한을 0.01 ％로 한다. 한편, 0.3 ％를 초과하는 첨가는 가공성에 악영향을 미치므로 0.3 ％를 상한으로 한다.
또한, 본 발명의 강판은 강도와 구멍 확장성과의 밸런스의 가일층의 향상을 목적으로 하여, 강탄화물 형성 원소인 Zr, Hf, Ta, V 중 1 종류 또는 2 종류 이상을 합계 0.001 ％ 이상 함유해도 좋다. 한편, 상기 원소의 다량 첨가는 연성이나 열간 가공성의 열화를 초래하므로 1 종류 또는 2 종류 이상의 합계 첨가량의 상한을 1 ％로 한다.
또한, Ca, Mg, La, Y, Ce는 적량 첨가에 의해 개재물 제어, 특히 미세 분산화에 기여하기 때문에, 이들 원소 중 1 종류 또는 2 종류 이상을 합계 첨가량으로 0.0001 ％ 이상 첨가한다. 한편, 이들 원소의 과잉 첨가는 주조성이나 열간 가공성 등의 제조성 및 강판 제품의 연성을 저하시키기 때문에, 0.5 ％를 상한으로 한다.
La, Y, Ce 이외의 REM도 적량 첨가에 의해 개재물 제어, 특히 미세 분산화에 기여하므로, 필요에 따라서 0.0001 ％ 이상 첨가한다. 한편, 상기 REM의 과잉 첨가는 비용 상승을 수반하는 것 외에 주조성이나 열간 가공성 등의 제조성 및 강판 제품의 연성을 저하시키므로 0.5 ％를 상한으로 한다.
불가피적 불순물로서, 예를 들어 Sn이나 Sb 등이 있지만, 이들 원소를 합계 0.2 ％ 이하 함유해도 본 발명의 효과를 저하시키지 않는다.
O는 특별히 한정하지 않지만, 적량을 함유하면 굴곡성이나 구멍 확장성을 개선시키는 효과가 있다. 한편, 지나치게 많으면 반대로 이들의 특성을 열화시키므로, O량은 0.0005 내지 0.004 ％가 바람직하다.
강판의 마이크로 조직은 특별히 한정하는 것은 아니지만 높은 항복비와 양호 한 연성을 얻기 위해서는 주상으로서 베이나이트 또는 베이니틱 페라이트가 적합하고 면적율로 30 ％ 이상으로 한다.
여기서 말하는 베이나이트는, 라스 경계에 탄화물이 생성되어 있는 상부 베이나이트 및 라스 내에 미세 탄화물이 생성되어 있는 하부 베이나이트의 쌍방을 포함한다.
또한, 베이니틱 페라이트는 탄화물이 없는 베이나이트를 의미하고, 예를 들어 애쉬큘러 페라이트가 그 일예이다.
구멍 확장성이나 굴곡성의 향상에는, 탄화물이 미세 분산되어 있는 하부 베이나이트 또는 탄화물이 없는 베이니틱 페라이트나 페라이트의 주상으로, 면적율이 85 ％를 초과하는 것이 바람직하다.
일반적으로, 페라이트는 연질이며 강판의 항복비를 저하시키지만, 미재결정 페라이트와 같이 전위 밀도가 높은 페라이트는 이에 한정되지 않는다.
또한, 상기 마이크로 조직의 각 상, 페라이트, 베이니틱 페라이트, 베이나이트, 오스테나이트, 마르텐사이트, 계면 산화상 및 잔부 조직의 동정, 존재 위치의 관찰 및 면적율의 측정은 나이탈 시약 및 일본 특허 공개 소59-219473호 공보에 개시된 시약에 의해, 강판 압연 방향 단면 또는 압연 직각 방향 단면을 부식시켜, 500배 내지 1000배의 광학 현미경으로 관찰하는 것 및/또는 1000 내지 100000배의 전자 현미경(주사형 및 투과형)으로 관찰함으로써 가능하다.
각 20 시야 이상의 관찰을 행하여, 포인트 카운트법이나 화상 해석에 의해, 각 조직의 면적율을 구할 수 있다.
TS × El1 /2은, 780 ㎫ 이상의 인장 강도를 갖는 고강도 강판을 전제로 하여, 우수한 연성을 발휘하기 위해 TS × El1 /2 ≥ 3320이 바람직하다. 3320 미만에서는, 연성을 확보할 수 없는 경우가 많아 강도와 연성의 밸런스를 결여시킨다.
또한, YR × TS × El1 /2은 780 ㎫ 이상의 인장 강도를 갖는 고강도 강판을 전제로 하여, 고항복비 및 우수한 연성을 발휘하기 위해 YR × TS × El1 /2 ≥ 2320 이상이 바람직하다. 2320 미만에서는 항복비 또는 연성을 확보할 수 없는 경우가 많아 밸런스를 결여시킨다.
다음에, 상기 (9), (10) 및 (11)의 발명, 즉 용접성과 연성이 우수한 고항복비 고강도 열연 강판, 고항복비 고강도 용융 아연 도금 열연 강판, 고항복비 고강도 합금화 용융 아연 도금 열연 강판의 제조 방법에 대해 이하에 서술한다.
강철 성분의 조정은 통상의 고로(高爐)-전로(轉爐)법 외에 전기로 등에서 행해도 좋다.
주조법도 특별히 한정하는 것은 아니며, 통상의 연속 주조법이나 잉곳법, 박슬래브 주조를 이용하여 주조 슬래브를 제조하면 좋다.
주조 슬래브를 일단 냉각하고, 재가열한 후 열간 압연을 실시해도 좋고 냉각하지 않고 직접 열간 압연을 행해도 좋다.
일단, 1160 ℃ 미만이 된 경우에는 1160 ℃ 이상으로 가열한다. 가열 온도가 1160 ℃ 미만에서는 편석 등의 영향으로 제품의 굴곡성이나 구멍 확장성이 열화 되므로, 1160 ℃를 하한으로 한다. 바람직하게는 1200 ℃ 이상, 보다 바람직하게는 1230 ℃ 이상이다.
열연의 최종 마무리 온도는 Ar3 변태 온도 이상으로 한다. 이 온도가 Ar3 변태 온도 미만이 되면, 열연판 중에 압연 방향으로 전신된 페라이트 입자가 생성되어, 연성이나 굴곡성이 열화된다.
열간 압연 종료로부터 650 ℃까지, 평균 냉각 속도 25 내지 70 ℃/s에서 냉각한다. 25 ℃/s 미만에서는, 고항복비를 얻는 것이 곤란해지고, 반대로 70 ℃/s 초과에서는 연성이 열화되는 경우가 있다. 35 내지 50 ℃/s가 보다 바람직한 범위이다.
열연 후는 700 ℃ 이하에서 권취한다. 이 권취 온도가 700 ℃ 초과가 되면, 열연 조직 중에 페라이트나 펄라이트가 다량으로 생성되어 높은 항복비를 얻을 수 없다. 권취 온도는 650 ℃ 이하가 바람직하고, 또한 600 ℃가 보다 바람직하다.
권취 온도의 하한은 특별히 정하지 않지만, 실온 이하로 하는 것은 곤란하므로 실온을 하한으로 한다. 연성 확보를 고려하면, 400 ℃ 이상이 보다 바람직하다.
또한, 조압연 바아끼리를 접합하여 연속적으로 마무리 열연을 행해도 좋다. 이 때, 조압연 바아를 일단 권취해도 좋다.
이와 같이 하여 제조한 열연 강판을 산 세척한 후, 상기 강판에 필요에 따라서 스킨패스를 실시해도 좋다. 형상 교정, 내상온 시효성의 개선, 강도 조정 등을 위해 압하율 4.0 ％까지 행해도 좋다.
압하율이 4.0 ％를 초과하면 연성이 현저하게 열화되므로, 4.0 ％를 상한으로 한다. 한편, 압하율이 0.1 ％ 미만에서는, 효과가 작고 제어도 곤란하므로 0.1 ％가 하한이다.
스킨패스는 인라인으로 행해도 좋고, 오프라인으로 행해도 좋다. 또한, 한번에 원하는 압하율의 스킨패스를 행해도 좋고 수회로 나누어 행해도 좋다.
이와 같이 하여 제조한 열연 강판을 연속 용융 아연 도금 라인에 통판하여 용융 아연 도금 처리를 실시할 때, 최고 가열 온도를 500 ℃ 이상 950 ℃ 이하로 한다. 500 ℃ 미만에서는, 도금욕에 강판이 장입될 때에 강판 온도가 400 ℃가 되고, 그 결과 도금욕 온도가 저하하여 생산성이 저하한다.
한편, 950 ℃ 초과에서는, 판 파단이나 표면 성상의 열화를 유발하므로, 950 ℃를 상한으로 한다. 600 ℃ 이상 900 ℃ 미만이 보다 바람직한 범위이다.
이른바 무산화로(NOF) - 환원로(RF)로 이루어지는 용융 아연 도금 라인의 경우에는, 무산화로에서의 공기비를 0.9 내지 1.2로 함으로써 철의 산화를 촉진하고, 계속해서 환원 처리에 의해 표면의 철 산화물을 금속철로 하여 도금성이나 합금화 반응성을 향상시킬 수 있다.
또한, NOF가 없는 타입의 용융 아연 도금 라인에서는, 이슬점을 - 20 ℃ 이상으로 하는 것이 도금성이나 합금화 반응성에 유리하게 작용한다.
도금욕 침지 전의 판 온도는 도금욕 온도를 일정하게 유지하여 생산 효율을 확보하는 관점에서 중요하다. (아연 도금욕 온도 - 40) ℃ 내지 (아연 도금욕 온 도 + 50) ℃의 범위가 바람직하고, (아연 도금욕 온도 - 10) ℃ 내지 (아연 도금욕 온도 + 30) ℃가 보다 바람직한 범위이다. 이 온도가 (아연 도금욕 온도 - 40) ℃를 하회하면, 항복비가 0.68을 하회하는 경우도 있다.
그 후 합금화 처리를 행하는 경우에는, 480 ℃ 이상의 온도로 가열하여 아연 도금층을 철과 반응시켜 Zn-Fe 합금층으로 한다. 이 온도가 480 ℃ 미만에서는, 합금화 반응이 충분히 진행하지 않으므로 480 ℃를 하한으로 한다.
상한은 특별히 설정하지 않지만, 600 ℃ 이상에서는 합금화가 지나치게 진행하여 도금층이 박리되기 쉬워지므로 600 ℃ 미만으로 하는 것이 바람직하다.
용융 아연 도금 처리 후, 또는 합금화 처리 후에 형상 교정, 내상온 시효성의 개선, 강도 조정 등을 위해 0.1 ％ 이상의 압하율의 스킨패스를 실시한다. 0.1 ％ 미만에서는 충분한 효과가 얻어지지 않는다. 압하율의 상한은 특별히 설정하지 않지만, 필요에 따라서 압하율 5 ％까지의 스킨패스를 행한다. 스킨패스는 인라인, 오프라인 중 어느 하나로 행해도 좋고, 또한 복수회로 나누어 실시해도 좋다.
본 발명의 열연 강판은 용접성도 우수하고, 상술한 바와 같이 스폿 용접에 대해 특히 우수한 특성을 나타내는 것 외에, 통상 행해지는 용접 방법, 예를 들어 아크, TIG, MIG, 메쉬 및 레이저 등의 용접 방법에도 적합하다.
본 발명의 열연 강판은 핫 프레스에도 적합하다. 즉, 본 강판을 900 ℃ 이상의 온도로 가열 후, 프레스 성형하여 켄칭함으로써 항복비가 높은 성형품을 얻을 수 있다. 그리고, 이 성형품은 그 후의 용접성도 우수하다. 또한, 본 발명의 열연 강판은 내수소 취성(脆性)도 우수하다.
다음에, 상기 (12), (13) 및 (14)의 발명, 즉 용접성과 연성이 우수한 고항복비 고강도 냉연 강판, 고항복비 고강도 용융 아연 도금 강판, 고항복비 고강도 합금화 용융 아연 도금 강판의 제조 방법에 대해 이하에 서술한다.
강 성분의 조정은, 통상의 고로-전로법 외에 전기로 등으로 행해도 좋다.
주조법도 특별히 한정하는 것은 아니며, 통상의 연속 주조법이나 잉곳법, 박슬래브 주조를 이용하여 주조 슬래브를 제조하면 좋다.
주조 슬래브를 일단 냉각하고, 재가열한 후 열간 압연을 실시해도 좋고, 냉각하지 않고 직접 열간 압연을 행해도 좋다. 일단, 1160 ℃ 미만이 된 경우에는 1160 ℃ 이상으로 가열한다.
가열 온도가 1160 ℃ 미만에서는, 편석 등의 영향으로 제품의 굴곡성이나 구멍 확장성이 열화되므로, 1160 ℃를 하한으로 한다. 바람직하게는 1200 ℃ 이상, 보다 바람직하게는 1230 ℃ 이상이다.
열연의 최종 마무리 온도는 Ar3 변태 온도 이상으로 한다. 이 온도가 Ar3 변태 온도 미만이 되면, 열연판 중에 압연 방향으로 전신한 페라이트 입자가 생성되어 연성이나 굴곡성이 열화된다.
열간 압연 종료로부터 650 ℃까지 평균 냉각 속도 25 내지 70 ℃/s에서 냉각한다. 25 ℃/s 미만에서는 고항복비를 얻는 것이 곤란해지고, 반대로 70 ℃/s 초과에서는 냉연성이나 판 형상이 악화되거나 연성이 열화되는 경우가 있다. 35 내지 50 ℃/s가 보다 바람직한 범위이다.
열연 후에는 750 ℃ 이하에서 권취한다. 이 온도가 750 ℃ 초과가 되면, 열연 조직 중에 페라이트나 펄라이트가 다량으로 생성되어 최종 제품의 조직이 불균일해져 굴곡성이나 구멍 확장성이 저하된다. 권취 온도는 650 ℃ 이하에서 권취하는 것이 바람직하고, 600 ℃ 이하이면 보다 바람직하다.
권취 온도의 하한은 특별히 정하지 않지만, 실온 이하로 하는 것은 곤란하므로 실온을 하한으로 한다. 연성 확보를 고려하면 400 ℃ 이상이 보다 바람직하다.
또한, 조압연 바아끼리를 접합하여 연속적으로 마무리 열연을 행해도 좋다. 이 때, 조압연 바아를 일단 권취해도 좋다.
이와 같이 하여 제조한 열연 강판을 산 세척한 후, 상기 강판에 필요에 다라서 스킨패스를 실시해도 좋다. 형상 교정, 내상온 시효성의 개선, 강도 조정 등을 위해 압하율 4.0％까지 행해도 좋다. 압하율이 4.0 ％를 넘으면 연성이 현저하게 열화되므로 4.0 ％를 상한으로 한다.
한편, 압하율이 0.1％ 미만에서는 효과가 작고, 제어도 곤란해지므로 0.1 ％가 하한이다.
스킨패스는 인라인으로 행해도 좋고, 오프라인으로 행해도 좋다. 또한, 한번에 원하는 압하율의 스킨패스를 행해도 좋고, 수회로 나누어 행해도 좋다.
산 세척한 열연 강판을 압하율 30 내지 80 ％에서 냉간 압연하여, 연증 소둔 라인 또는 연속 용융 아연 도금 라인에 통판한다. 압하율이 30 ％ 미만에서는, 형상을 평탄하게 유지하는 것이 곤란하다. 또한, 압하율이 30 ％ 미만에서는, 최종 제품의 연성이 열악해지므로 압하율은 30 ％를 하한으로 한다.
한편, 압하율을 80 ％ 이상으로 하면, 냉연 하중이 매우 커지므로 생산성을 저해한다. 40 내지 70 ％가 바람직한 압하율이다.
연속 소둔 라인을 통판할 때에, 700 ℃까지의 평균 가열 속도를 10 내지 30 ℃/s로 한다. 평균 가열 속도가 10 ℃/s 미만에서는 고항복비를 얻는 것이 곤란해지고, 반대로 30 ℃/s 초과에서는 양호한 연성을 확보하는 것이 곤란해지는 경우가 있다. 이 이유는 명백하지 않지만, 가열 중인 전위의 회복 거동에 관계되어 있다고 생각된다.
연속 소둔 라인을 통판하는 경우의 최고 가열 온도는, 750 내지 950 ℃이다. 750 ℃ 미만에서는 α → γ 변태가 생기지 않거나, 또는 조금만 생기므로 최종 조직을 변태 조직으로 할 수 없어 항복비가 높아지거나, 신장이 열악해지거나 한다. 따라서, 최고 가열 온도는 750 ℃가 하한이다.
한편, 최고 가열 온도가 950 ℃ 초과가 되면, 판의 형상이 열악해지는 등의 트러블을 유발하므로 950 ℃를 상한으로 한다.
이 온도 영역에서의 열처리 시간은 특별히 한정하지 않지만, 강판의 온도 균일화를 위해 1초 이상이 필요하다. 그러나, 열처리 시간이 10분 초과에서는, 입계 산화상 생성이 촉진되는 데다가, 비용의 상승을 초래하므로 열처리 시간은 10분 이하가 바람직하다.
가열 후의 냉각 과정에서, 500 내지 600 ℃의 범위에 있어서의 평균 냉각 속도를, 5 ℃/s 이상으로 냉각한다. 5 ℃/s 미만에서는, 펄라이트가 생성되어 항복비를 저하시켜 굴곡성이나 신장 플랜지 성형성을 열화시키는 경우가 있다.
그 후, 필요에 따라서 100 내지 550 ℃의 범위에서 60초 이상 유지하는 열처리를 실시해도 좋다. 이 열처리에 의해, 신장이나 굴곡성이 향상하는 경우가 있다. 열처리 온도가 100 ℃ 미만에서는 효과가 작고, 한편 550 ℃ 이상으로 하는 것은 곤란하다. 바람직하게는, 200 내지 450 ℃이다.
열 처리 후의 스킨패스 압연의 압하율은, 0.1 ％ 이상으로 한다. 압하율은 0.1 ％ 미만에서는 충분한 효과가 얻어지지 않는다. 압하율의 상한은 특별히 설정하지 않지만, 필요에 따라서 압하율 5 ％까지의 스킨패스를 행한다. 스킨패스는 인라인, 오프라인의 중 어느 하나로 행해도 좋고, 또한 복수회로 나누어 실시해도 좋다. 보다 바람직한 압하율의 범위는 0.3 내지 2.0 ％이다. 열처리 후, 각종 도금을 실시해도 좋다.
냉연 후에 연속 용융 아연 도금 라인 통판하는 경우의 700 ℃까지의 평균 가열 속도와 최고 도달 온도도, 연속 소둔 라인 통판하는 경우와 동일한 이유에 의해 700 ℃까지의 평균 가열 속도를 10 내지 30 ℃/s로 하고, 최고 가열 온도는 750 내지 950 ℃로 한다.
이른바, 무산화로(NOF) - 환원로(RF)로 이루어지는 용융 아연 도금 라인의 경우에는, 무산화로에서의 공기비를 0.9 내지 1.2로 함으로써 철의 산화를 촉진하고, 계속되는 환원 처리에 의해 표면의 철 산화물을 금속철로 하여 도금성이나 합금화 반응성을 향상시킬 수 있다.
또한, NOF가 없는 타입의 용융 아연 도금 라인에서는, 이슬점을 - 20 ℃ 이상으로 하는 것이, 도금성이나 합금화 반응성에 유리하게 작용한다.
가열 후의 냉각 과정에서, 500 내지 600 ℃ 범위에 있어서의 냉각 속도를, 5 ℃/s 이상으로 냉각한다. 5 ℃/s 미만에서는, 펄라이트가 생성되어 항복비를 저하시키고, 굴곡성이나 신장 플랜지 성형성을 열화시키는 경우가 있다.
최고 가열 온도에 도달한 후의 도금욕 침지 전의 냉각 정지 온도는, (아연 도금욕 온도 - 40) ℃ 내지 (아연 도금욕 온도 + 50) ℃로 한다. 이 온도가 (아연 도금욕 온도 - 40) ℃를 하회하면, 항복비가 0.64를 하회하는 경우가 있을 뿐만 아니라 도금욕 침입시의 발열이 큰 것 등에 의한 조업상의 문제도 생긴다.
또한, 냉각 정지 온도가 (아연 도금욕 온도 + 50) ℃를 초과하면, 도금욕 온도 상승에 수반하는 조업상의 문제를 유발한다. 아연 도금욕은 필요에 따라서 아연 이외의 원소를 함유해도 좋다.
또한, 합금화 처리를 행하는 경우에는 480 ℃ 이상에서 행한다. 합금화 온도가 480 ℃ 미만이면, 합금화의 진행이 느려 생산성이 나쁘다. 합금화 처리 온도의 상한은 특별히 한정하지 않지만 600 ℃를 초과하면, 펄라이트 변태가 발생되어 항복비가 저하하거나, 굴곡성이나 구멍 확장성이 열화되므로 600 ℃가 실질적인 상한이다.
용융 아연 도금 강판에 스킨패스를 실시해도 좋다. 스킨패스의 압하율은, 0.1 ％ 미만에서는 충분한 효과가 얻어지지 않는다. 압하율의 상한은 특별히 설정하지 않지만, 필요에 따라서 압하율 5 ％까지의 스킨패스를 행한다. 스킨패스는 인라인, 오프라인 중 어느 것으로 행해도 좋고, 또한 복수회로 나누어 실시해도 좋다. 보다 바람직한 압하율의 범위는 0.3 내지 2.0 ％이다.
본 발명의 냉연 강판은 용접성도 우수하고, 상술한 바와 같이 스폿 용접에 대해 특히 우수한 특성을 나타내는 것 외에, 통상 행해지는 용접 방법, 예를 들어 아크, TIG, MIG, 메쉬 및 레이저 등의 용접 방법에도 적합하다.
본 발명의 냉연 강판은 핫 프레스에도 적합하다. 즉, 본 강판을 900 ℃ 이상의 온도로 가열 후, 프레스 성형하여 켄칭함으로써 항복비가 높은 성형품을 얻을 수 있다. 그리고, 이 성형품은 그 후의 용접성도 우수하다. 또한, 본 발명의 냉연 강판은 내수소 취성도 우수하다.
이하, 실시예에 의해 본 발명을 더욱 상세하게 설명한다.
(제1 실시예)
제1 내지 제4 실시예는 본 발명의 열연 강판에 관한 실시예이다.
(제1 실시예)
표1에 나타내는 화학 조성을 전로에서 조정하여 슬래브로 하였다. 슬래브를 1240 ℃로 가열하고, Ar3 변태 온도 이상인 890 ℃ 내지 910 ℃에서 열연을 완료하고, 두께 1.8 mm의 강대를 600 ℃에서 권취하였다.
이 강판을 산 세척한 후, 상기 강판에 표2에 나타내는 압하율의 스킨패스를 실시하였다. 이 강판으로부터, JIS5호 인장 시험편을 채취하여 압연 방향에 대해 직각 방향의 인장 특성을 측정하였다.
스폿 용접은 다음 조건 (a) 내지 (e)로 행하였다.
(a) 전극(돔형) : 선단부 직경 8 mmø
(b) 가압력 : 5.6 kN
(c) 용접 전류 : 산포 발생 직전의 전류(CE) 및 (CE + 1.5)kA
(d) 용접 시간: 17 사이클
(e) 유지 시간 : 10 사이클
용접 후, JIS Z 3137에 준거하여 열십자형 인장 시험을 행하였다.
용접 전류를 CE로 하는 용접을 10회 행하였을 때의 CTS의 최저치를 1로 하고, 용접 전류를 산포 발생 영역인 (CE +1.5)kA로 하는 용접을 10회 행하였을 때의 CTS의 최저치가 0.7 미만을 ×, 0.7 이상 0.8 미만을 ○, 0.8 이상을 ◎로 하였다.
본 발명의 강판은, 용접성이 우수하고 고항복비이면서 연성도 비교적 우수하다.
[표1]
Figure 112008020556741-pat00001
[표2]
Figure 112008020556741-pat00002
(제2 실시예)
제1 실시예의 열연 강판에 대해, 연속 합금화 용융 아연 도금 설비로 열처리와 용융 아연 도금을 실시하였다. 이 때, 최고 도달 온도를 850 ℃로 하였다. 가열 속도 20 ℃/s에서 740 ℃까지 승온하고, 다음에 승온 속도 2 ℃/초로 850 ℃까지 승온하고, 그 후 0.2 ℃/초의 냉각 속도로 830 ℃까지 냉각하고, 또한 그 후 냉각 속도를 2 ℃/초로 하여 460 ℃까지 냉각하였다.
계속해서, 도금조(욕 조성 : 0.11 ％ Al-Zn, 욕 온도 : 460 ℃)에 침지하고, 그 후 3 ℃/s의 승온 속도로 표3에 나타내는 520 ℃ 내지 550 ℃의 각 온도까지 가열하고, 30초 유지하여 합금화 처리를 실시하고 그 후 냉각하였다.
도금의 목표량은 양면 모두 약 50 g/㎡로 하였다. 스킨패스의 압하율은, 표3에 나타내는 바와 같다.
이들 강판으로부터 JIS5호 인장 시험편을 채취하여, 압연 방향에 대해 직각 방향의 인장 특성을 측정하였다. 각 강판의 인장 특성, 도금성, 합금화 반응성, 스폿 용접성을 표3에 나타낸다.
스폿 용접성의 평가는 제1 실시예와 마찬가지로 하여 행하고, 도금성, 합금화 반응성은 각각 이하와 같이 하여 평가하였다.
(도금성)
○ : 도금 불량 없음
△ : 도금 불량 약간 있음
× : 도금 불량 많음
(합금화 반응성)
○ : 표면 외관에 합금화 불균일 없음
△ : 표면 외관에 합금화 불균일 약간 있음
× : 표면 외관에 합금화 불균일 많음
본 발명의 요건을 충족시키는 발명강은, 비교강보다도 항복비와 용접성과 강도와의 밸런스가 우수하다.
[표3]
Figure 112008020556741-pat00003
(제3 실시예)
제1 실시예의 열연 강판 중 B-1, E-2, L-1의 3 종류에 대해, 연속 합금화 용융 아연 도금 설비로 열처리와 용융 아연 도금을 실시하였다. 이 때, 최고 도달 온도를 700 내지 970 ℃까지 변화시켰다.
가열 속도 20 ℃/s로 (최고 도달 온도 - 100) ℃까지 승온하고, 다음에 승온 속도 2 ℃/초로 최고 도달 온도까지 승온하고, 그 후 0.2 ℃/초의 냉각 속도로 (최고 도달 온도 - 20) ℃까지 냉각하고, 또한 그 후 냉각 속도를 2 ℃/초로 하고 460 ℃까지 냉각하였다.
계속해서, 도금조(욕 조성 : 0.11 ％ Al-Zn, 욕 온도 : 460 ℃)에 침지하고, 그 후 3 ℃/s의 승온 속도로 표4에 나타낸 520 ℃ 내지 550 ℃의 각 온도까지 가열하고, 30초 유지하여 합금화 처리를 실시하고 그 후 냉각하였다.
도금의 목표량은 양면 모두 약 50 g/㎡로 하였다. 스킨패스의 압하율은, 표4에 나타내는 바와 같다.
본 발명의 요건을 충족시키는 경우에는, 비교예에 비해 항복비가 높고 용접성도 우수하다.
[표4]
Figure 112008020556741-pat00004
(제4 실시예)
표1에 있어서의 시료 E-1, E-2, I-1, I-2, L-1, L-2를, 제2 실시예와 마찬가지로 하여 도금조에의 침지까지 행한 후 실온까지 공냉하였다. 도금의 목표량은 양면 모두 약 45 g/㎡로 하였다. 스킨패스의 압하율은 표5에 나타낸 바와 같다.
본 발명의 요건을 충족시키는 발명강은 비교강보다도 항복비와 용접성과 강도와의 밸런스가 우수하다.
[표5]
Figure 112008020556741-pat00005
제5 내지 제7 실시예는 본 발명의 냉연 강판이다.
(제5 실시예)
표6에 나타내는 화학 조성을 전로에서 조정하여 슬래브로 하였다. 슬래브를 1250 ℃로 가열하여, Ar3 변태 온도 이상인 880 ℃ 내지 910 ℃에서 열연을 완료하고, 두께 3.0 mm의 강판을 550 ℃에서 권취하였다.
이 강판을 산 세척한 후, 냉연에 의해 판 두께를 1.4 mm로 하였다. 계속해서, 열처리를 표7에 나타내는 조건으로 행하였다. 최고 도달 온도에서 90초간 유지하여 (최고 도달 온도 - 130) ℃까지 5 ℃/초에서 냉각하였다. 그 후, 계속해서 부가적인 열처리 온도까지는 30 ℃/초에서 냉각하고, 부가적 열처리를 약 250초간 행하였다. 스킨패스 압하율은 표7에 나타내는 바와 같다.
이들 강판으로부터 JIS5호 인장 시험편을 채취하여, 압연 방향에 대해 직각 방향의 인장 특성을 측정하였다. 스폿 용접은 다음 조건 (a) 내지 (e)로 행하였다.
(a) 전극(돔형) : 선단부 직경 6 mmø
(b) 가압력 : 4.3 kN
(c) 용접 전류 : 산포 발생 직전의 전류(CE) 및 (CE + 1.5)kA
(d) 용접 시간 : 15 사이클
(e) 유지 시간 : 10 사이클
용접 후, JIS Z 3137에 준거하여 열십자형 인장 시험을 행하였다. 용접 전 류를 CE로 하는 용접을 10회 행하였을 때의 CTS의 최저치를 1로 하고, 용접 전류를 산포 발생 영역인 (CE + 1.5)kA로 하는 용접을 10회 행하였을 때의 CTS의 최저치가 0.7 미만을 ×, 0.7 이상 0.8 미만을 ○, 0.8 이상을 ◎로 하였다.
본 발명의 강판은 용접성이 우수하고 고항복비이면서 연성도 비교적 우수하다.
[표6]
Figure 112008020556741-pat00006
[표7]
Figure 112008020556741-pat00007
(제6 실시예)
제5 실시예와 동일한 요령으로 냉연까지 행하고, 이와 같이 하여 얻어진 냉연 강판에 대해 연속 합금화 용융 아연 도금 설비로 열처리와 용융 아연 도금을 실시하였다. 이 때, 최고 도달 온도를 다양하게 변화시켰다.
가열 속도 20 ℃/초에서 (최고 도달 온도 - 120) ℃까지 승온하고, 다음에 승온 속도 2 ℃/초에서 최고 도달 온도까지 승온하고, 그 후 0.2 ℃/초의 냉각 속도에서 (최고 도달 온도 - 20)℃까지 냉각하고, 그 후 냉각 속도를 2 ℃/초로서 620 ℃까지 냉각하고, 또한 그 후 냉각 속도를 4 ℃/초로서 500 ℃까지 냉각하고, 계속해서 냉각 속도를 2 ℃/초로서 470℃까지 냉각하였다.
계속해서, 도금조(욕 조성 : 0.11 ％ Al-Zn, 욕 온도 : 470 ℃)에 침지하고, 그 후 3 ℃/초의 승온 속도로 520 ℃ 내지 550 ℃까지 가열하고, 30초 유지하여 합금화 처리를 실시한 후 냉각하였다. 도금의 목표량은 양면 모두 약 6 g/㎡로 하였다. 스킨패스의 압하율은 표8에 나타낸 바와 같다.
이들 강판으로부터 JIS5호 인장 시험편을 채취하여, 압연 방향에 대해 직각 방향의 인장 특성을 측정하였다. 각 강판의 인장 특성, 도금성, 합금화 반응성, 스폿 용접성을 표8에 나타낸다. 스폿 용접성의 평가는 제5 실시예와 마찬가지로 하여 행하고, 도금성, 합금화 반응성은 각각 이하와 같이 하여 평가하였다.
(도금성)
○ : 도금 불량 없음
△ : 도금 불량 약간 있음
× : 도금 불량 많음
(합금화 반응성)
○ : 표면 외관에 합금화 불균일 없음
△ : 표면 외관에 합금화 불균일 약간 있음
× : 표면 외관에 합금화 불균일 많음
본 발명의 요건을 충족시키는 발명강은, 비교강보다도 항복비와 용접성과 강도와의 밸런스가 우수하다.
[표8]
Figure 112008020556741-pat00008
(제7 실시예)
표6에 있어서의 시료 E-1, E-2, I-1, I-2, L-1, L-2를 제6 실시예와 마찬가지로 하여, 도금조에의 침지까지 행한 후 실온까지 공냉하였다. 도금의 목표량은 양면 모두 약 45 g/㎡로 하였다. 스킨패스의 압하율은, 표9에 나타낸 바와 같다.
본 발명의 요건을 충족시키는 발명강은, 비교강보다도 항복비와 용접성과 강도의 밸런스가 우수하다.
[표9]
Figure 112008020556741-pat00009
본 발명에 의해, 인장 최고 강도(TS)가 780 ㎫ 이상인 용접성과 연성이 우수 한 고항복비 고강도 열연 강판과 냉연 강판, 고항복비 고강도 용융 아연 도금 강판, 또한 고항복비 고강도 합금화 용융 아연 도금 강판을 얻을 수 있다.
따라서, 본 발명은 강판의 용도를 확대하여 철강 산업 및 철강재 이용 산업의 발전에 기여한다.

Claims (1)

  1. 질량 ％로,
    C : 0.030 초과 내지 0.10 ％ 미만,
    Si : 0.30 내지 0.80 ％,
    Mn : 1.7 내지 2.49 ％,
    P : 0.001 내지 0.02 ％,
    S : 0.0001 내지 0.006 ％,
    Al : 0.060 ％ 이하,
    N : 0.0001 내지 0.0040 ％를 함유하고,
    Ti : 0.01 내지 0.055 ％,
    Nb : 0.012 내지 0.055 ％,
    Mo : 0.07 내지 0.55 ％,
    B : 0.0005 내지 0.0040 ％를 더 함유하는 동시에,
    1.1 ≤ 14 × Ti(％) + 20 × Nb(％) + 3 × Mo(％) + 300 × B(％) ≤ 3.7 ％를 만족하고,
    또한, Cr: 0.01 내지 1.5%, Ni: 0.01 내지 2.0%, Cu: 0.001 내지 2.0%, Co: 0.01 내지 1%, W: 0.01 내지 0.3% 중 1종 또는 2종을 선택적으로 함유하고,
    잔부가 철 및 불가피적 불순물로 이루어지는 강이며, 항복비가 0.64 이상 0.90 미만이고, 강판의 판 두께 1/8층에 있어서의 판면과 평행한 {110}면의 X선 강도비가 1.0 미만이고, TS × El1/2이 3320 이상 또한 YR × TS × El1/2가 2320 이상, 인장 최고 강도(TS)가 780 ㎫ 이상인 것을 특징으로 하는 용접성과 연성이 우수한 고항복비 고강도 냉연 강판.
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