KR101514157B1 - 열연 강판, 냉연 강판, 아연 도금 강판 및 이들의 제조 방법 - Google Patents

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리키 오카모토
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Abstract

이 열연 강판은 적어도 강판 표면으로부터 5/8 내지 3/8의 판 두께 범위인 판 두께 중앙부에서의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 평균값이 1.0 이상 6.0 이하이면서 {332}<113>의 결정 방위의 X선 랜덤 강도비가 1.0 이상 5.0 이하이고, 압연 방향에 대하여 직각 방향의 r값인 rC가 0.70 이상 1.10 이하이면서 상기 압연 방향에 대하여 30°를 이루는 방향의 r값인 r30이 0.70 이상 1.10 이하이다.

Description

열연 강판, 냉연 강판, 아연 도금 강판 및 이들의 제조 방법 {HOT-ROLLED STEEL SHEET, COLD-ROLLED STEEL SHEET, GALVANIZED STEEL SHEET, AND PROCESSES FOR PRODUCING THESE}
본 발명은 굽힘, 신장 플랜지, 버링 가공 등의 국부 변형능이 우수하고, 성형성의 방위 의존성이 적은, 주로 자동차 부품 등에 사용되는 열연 강판, 냉연 강판, 아연 도금 강판 및 이들의 제조 방법에 관한 것이다. 상기 열연 강판에는 냉연 강판, 아연 도금 강판 등의 원판이 되는 열연 강대를 포함하고 있다.
본원은 2010년 7월 28일에 일본에 출원된 일본 특허 출원 제2010-169670호, 2010년 7월 28일에 일본에 출원된 일본 특허 출원 제2010-169627호, 2011년 3월 4일에 일본에 출원된 일본 특허 출원 제2011-048236호, 2010년 7월 28일에 일본에 출원된 일본 특허 출원 제2010-169230호, 2011년 3월 4일에 일본에 출원된 일본 특허 출원 제2011-048272호, 2010년 9월 13일에 일본에 출원된 일본 특허 출원 제2010-204671호, 2011년 3월 4일에 일본에 출원된 일본 특허 출원 제2011-048246호, 2011년 3월 4일에 일본에 출원된 일본 특허 출원 제2011-048253호에 기초하여 우선권을 주장하며, 이들 내용을 여기에 원용한다.
자동차로부터의 탄산 가스의 배출량을 억제하기 위하여, 고강도 강판 사용에 의한 자동차 차체의 경량화가 진행되고 있다. 또한, 탑승자의 안전성 확보의 관점에서도 자동차 차체에는 연강판 외에 고강도 강판이 많이 사용되어 오고 있다. 그러나, 자동차 차체의 경량화를 향후 더 진행시켜 가기 위해서는, 종래 이상으로 고강도 강판의 사용 강도 레벨을 높이지 않으면 안된다.
그러나, 일반적으로 강판을 고강도화하면 성형성이 저하된다. 예를 들어, 비특허문헌 1에는 고강도화에 의해 교축 성형이나 벌징 성형에 중요한 균일 신장이 저하하는 것이 개시되어 있다.
따라서, 자동차 차체의 하체 부품이나 충돌 에너지 흡수에 기여하는 부품 등에 고강도 강판을 사용하기 위해서는, 버링 가공성이나 굽힘 가공성 등의 성형성에 기여하는 국부 연성 등의 국부 변형능을 개선하는 것이 중요하게 된다.
이에 대해 비특허문헌 2에는 강판의 금속 조직을 복합화함으로써, 동일 강도라도 균일 신장을 향상시키는 방법이 개시되어 있다.
또한, 비특허문헌 3에는 개재물 제어나 단일 조직화, 나아가 조직간의 경도차의 저감에 의해 굽힘성이나 구멍 확장 가공성이나 버링 가공성으로 대표되는 국부 변형능이 개선되는 금속 조직 제어법이 개시되어 있다. 이것은 조직 제어에 의해 단일 조직으로 함으로써 구멍 확장성을 개선하는 것인데, 단일 조직으로 하기 위해서는 비특허문헌 4에 기재된 바와 같이 오스테나이트 단상으로부터의 열처리가 제법의 기본이 된다.
또한, 비특허문헌 4에는 열간 압연 후의 냉각 제어에 의해 금속 조직 제어를 행하여, 석출물의 제어 및 변태 조직을 제어함으로써 페라이트와 베이나이트의 적절한 분율을 얻어 고강도화와 연성 확보를 양립하는 기술이 개시되어 있다.
그러나, 상기의 모든 기술은 조직 제어에 의존한 국부 변형능의 개선 방법이며, 베이스의 조직 형성에 크게 영향을 받게 된다.
한편, 연속 열간 압연 공정에서의 압하량 증가에 의한 재질 개선에 대해서도 선행 개시 기술이 존재한다. 소위, 결정립 미세화의 기술이며, 예를 들어 비특허문헌 5의 기재에는 오스테나이트 영역 내의 최대한 저온 영역에서 대압하를 행하여 미재결정 오스테나이트로부터 페라이트 변태시킴으로써 제품의 주상인 페라이트의 결정립 미세화를 도모하고, 미립화에 의해 고강도화나 강인화하는 기술이 개시되어 있다. 그러나, 본 발명이 해결하고자 하는 국부 변형능의 개선에 대해서는 일절 배려되어 있지 않다.
기시다 「신닛떼쯔 기보」 (1999) No.371, p.13 O. Matsumura et al 「Trans. ISIJ」 (1987) vol.27, p.570 가또 등 「제철 연구」 (1984) vol.312, p.41 K. Sugimoto et al 「ISIJ International」 (2000) vol.40, p.920 나까야마 세꼬쇼 NFG 제품 소개
상술한 바와 같이, 고강도 강판의 국부 변형능 개선을 위해서는 개재물 제어를 포함하는 조직 제어를 행하는 것이 주된 수단이었다. 그러나, 조직 제어에 따르고 있기 때문에, 석출물이나, 페라이트나 베이나이트 등의 조직의 분율이나 형태를 제어할 필요가 있어 베이스의 금속 조직이 한정되어 있었다.
따라서, 본 발명에서는 베이스 조직의 제어가 아니라 집합 조직의 제어에 의해, 상의 종류에 한정되지 않고 결정립의 크기나 형태의 제어 및 집합 조직을 제어함으로써, 고강도 강판의 국부 변형능이 우수하고, 성형성 방위 의존성이 적은 열연 강판, 냉연 강판, 아연 도금 강판 및 이들의 제조 방법을 제공한다.
종래의 지식에 따르면, 전술한 바와 같이 구멍 확장성이나 굽힘성 등의 개선은, 개재물 제어, 석출물 미세화, 조직 균질화, 단일 조직화 및 조직간의 경도차의 저감 등에 의해 행해지고 있었다. 그러나, 이들 기술만으로는 주된 조직 구성을 한정하지 않을 수 없다. 또한, 고강도화를 위하여 강도 상승에 크게 기여하는 대표적인 원소인 Nb나 Ti 등을 첨가한 경우에는, 이방성이 극히 커질 것이 우려되기 때문에, 다른 성형성 인자를 희생시키거나, 성형 전의 블랭크를 취하는 방향을 한정하지 않을 수 없어 용도가 한정된다.
따라서, 본 발명자들은 구멍 확장성이나 굽힘 가공성을 향상시키기 위하여, 새롭게 강판의 집합 조직의 영향에 착안하여 그 작용 효과를 상세하게 조사, 연구하였다. 그 결과, 열연 공정으로부터 특정한 결정 방위군의 각 방위의 X선 랜덤 강도비를 제어하고, 또한 압연 방향의 r값, 압연 방향에 대하여 직각 방향의 r값, 압연 방향에 대하여 30°또는 60°를 이루는 방향의 r값을 제어함으로써, 국부 변형능이 비약적으로 향상되는 것을 명확히 하였다.
본 발명은 전술한 지식에 기초하여 구성되어 있으며, 상기의 과제를 해결하여 이러한 목적을 달성하기 위하여, 본 발명은 이하의 수단을 채용하였다.
(1) 즉, 본 발명의 일 형태에 관한 열연 강판은, 질량％로, C: 0.009％ 이상 0.40％ 이하, Si: 0.001％ 이상 2.5％ 이하, Mn: 0.001％ 이상 4.0％ 이하, P: 0.001％ 이상 0.15％ 이하, S: 0.0005％ 이상 0.03％ 이하, Al: 0.001％ 이상 2.0％ 이하, N: 0.0005％ 이상 0.01％ 이하, O: 0.0005％ 이상 0.01％ 이하를 함유하고, 또한 Ti: 0.001％ 이상 0.20％ 이하, Nb: 0.001％ 이상 0.20％ 이하, V: 0.001％ 이상 1.0％ 이하, W: 0.001％ 이상 1.0％ 이하, B: 0.0001％ 이상 0.0050％ 이하, Mo: 0.001％ 이상 1.0％ 이하, Cr: 0.001％ 이상 2.0％ 이하, Cu: 0.001％ 이상 2.0％ 이하, Ni: 0.001％ 이상 2.0％ 이하, Co: 0.0001％ 이상 1.0％ 이하, Sn: 0.0001％ 이상 0.2％ 이하, Zr: 0.0001％ 이상 0.2％ 이하, As: 0.0001％ 이상 0.50％ 이하, Mg: 0.0001％ 이상 0.010％ 이하, Ca: 0.0001％ 이상 0.010％ 이하, REM: 0.0001％ 이상 0.1％ 이하 중 1종 또는 2종 이상을 함유하고, 잔부가 철 및 불가피적 불순물로 이루어지며, 적어도 강판 표면으로부터 5/8 내지 3/8의 판 두께 범위인 판 두께 중앙부에서의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 평균값이 1.0 이상 6.0 이하이면서 {332}<113>의 결정 방위의 X선 랜덤 강도비가 1.0 이상 5.0 이하이고, 압연 방향에 대하여 직각 방향의 r값인 rC가 0.70 이상 1.10 이하이면서 상기 압연 방향에 대하여 30°를 이루는 방향의 r값인 r30이 0.70 이상 1.10 이하이다.
(2) 또한, 상기 (1)에 기재된 형태에서는, 또한 상기 압연 방향의 r값인 rL이 0.70 이상 1.10 이하이면서 상기 압연 방향에 대하여 60°를 이루는 방향의 r값인 r60이 0.70 이상 1.10 이하이어도 된다.
(3) 또한, 상기 (1) 또는 (2)에 기재된 형태에서는, 또한 상기 열연 강판 중에 베이나이트, 마르텐사이트, 펄라이트 및 오스테나이트 중 1종 또는 2종 이상이 존재하며, 이들 조직의 결정립 중 상기 압연 방향의 길이 dL과 판 두께 방향의 길이 dt의 비인 dL/dt가 3.0 이하인 입자의 비율이 50％ 이상 100％ 이하이어도 된다.
(4) 상기 (1) 또는 (2)에 기재된 형태에서는, 상기 열연 강판의 금속 조직의 전체 면적 중 입경이 20㎛를 초과하는 결정립의 면적 비율이 0％ 이상 10％ 이하이어도 된다.
(5) 본 발명의 일 형태에 관한 냉연 강판은 상기 (1)에 기재된 열연 강판을 냉간 압연한 냉연 강판이며, 적어도 상기 판 두께 중앙부에서의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 평균값이 1.0 이상 4.0 미만이면서 {332}<113>의 결정 방위의 X선 랜덤 강도비가 1.0 이상 5.0 이하이고, 상기 압연 방향에 대하여 직각 방향의 r값인 rC가 0.70 이상 1.10 이하이면서 상기 압연 방향에 대하여 30°를 이루는 방향의 r값인 r30이 0.70 이상 1.10 이하이다.
(6) 상기 (5)에 기재된 형태에서는, 상기 압연 방향의 r값인 rL이 0.70 이상 1.10 이하이면서 상기 압연 방향에 대하여 60°를 이루는 방향의 r값인 r60이 0.70 이상 1.10 이하이어도 된다.
(7) 상기 (5) 또는 (6)에 기재된 형태에서는, 상기 냉연 강판 중에 베이나이트, 마르텐사이트, 펄라이트 및 오스테나이트 중 1종 또는 2종 이상이 존재하며, 이들 조직의 결정립 중 상기 압연 방향의 길이 dL과 판 두께 방향의 길이 dt의 비인 dL/dt가 3.0 이하인 입자의 비율이 50％ 이상 100％ 이하이어도 된다.
(8) 상기 (5) 또는 (6)에 기재된 형태에서는, 상기 냉연 강판의 금속 조직의 전체 면적 중 입경이 20㎛를 초과하는 결정립의 면적 비율이 0％ 이상 10％ 이하이어도 된다.
(9) 본 발명의 일 형태에 관한 아연 도금 강판은, 상기 (5)에 기재된 냉연 강판의 표면에 용융 아연 도금층 또는 합금화 용융 아연 도금층을 더 구비한 아연 도금 강판이며, 적어도 상기 판 두께 중앙부에서의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 평균값이 1.0 이상 4.0 미만이면서 {332}<113>의 결정 방위의 X선 랜덤 강도비가 1.0 이상 5.0 이하이고, 상기 압연 방향에 대하여 직각 방향의 r값인 rC가 0.7 이상 1.10 이하이면서 상기 압연 방향에 대하여 30°를 이루는 방향의 r값인 r30이 0.70 이상 1.10 이하이다.
(10) 상기 (9)에 기재된 형태에서는, 상기 압연 방향의 r값인 rL이 0.70 이상 1.10 이하이면서 상기 압연 방향에 대하여 60°를 이루는 방향의 r값인 r60이 0.70 이상 1.10 이하이어도 된다.
(11) 본 발명의 일 형태에 관한 열연 강판의 제조 방법은, 질량％로, C: 0.009％ 이상 0.40％ 이하, Si: 0.001％ 이상 2.5％ 이하, Mn: 0.001％ 이상 4.0％ 이하, P: 0.001％ 이상 0.15％ 이하, S: 0.0005％ 이상 0.03％ 이하, Al: 0.001％ 이상 2.0％ 이하, N: 0.0005％ 이상 0.01％ 이하, O: 0.0005％ 이상 0.01％ 이하를 함유하고, 또한 Ti: 0.001％ 이상 0.20％ 이하, Nb: 0.001％ 이상 0.20％ 이하, V: 0.001％ 이상 1.0％ 이하, W: 0.001％ 이상 1.0％ 이하, B: 0.0001％ 이상 0.0050％ 이하, Mo: 0.001％ 이상 1.0％ 이하, Cr: 0.001％ 이상 2.0％ 이하, Cu: 0.001％ 이상 2.0％ 이하, Ni: 0.001％ 이상 2.0％ 이하, Co: 0.0001％ 이상 1.0％ 이하, Sn: 0.0001％ 이상 0.2％ 이하, Zr: 0.0001％ 이상 0.2％ 이하, As: 0.0001％ 이상 0.50％ 이하, Mg: 0.0001％ 이상 0.010％ 이하, Ca: 0.0001％ 이상 0.010％ 이하, REM: 0.0001％ 이상 0.1％ 이하 중 1종 또는 2종 이상을 함유하고, 잔부가 철 및 불가피적 불순물로 이루어지는 강괴 또는 슬래브를 1000℃ 이상 1200℃ 이하의 온도 영역에서 20％ 이상의 압하를 적어도 1회 이상 행하는 제1 열간 압연을 행하여 오스테나이트 입경을 200㎛ 이하로 하고, T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 범위에서 압하율의 합계가 50％ 이상인 제2 열간 압연을 행하고, T1℃ 이상 T1+30℃ 미만의 온도 범위에서 압하율의 합계가 30％ 미만인 제3 열간 압연을 행하고, Ar3 변태 온도 이상에서 열간 압연을 종료한다.
여기서, 상기 T1은 강판 성분에 의해 결정되는 온도이며, 하기 식 1로 표시된다.
T1(℃)=850+10×(C+N)×Mn+350×Nb+250×Ti+40×B+10×Cr+100×Mo+100×V … (식 1)
(12) 상기 (11)에 기재된 형태에서는, T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 범위에서의 상기 제2 열간 압연에 있어서, 1 패스에서 30％ 이상의 압하율의 압하를 적어도 1회 이상 행하고, 또한 압하율의 합계를 50％ 이상으로 하여도 된다.
(13) 상기 (11) 또는 (12)에 기재된 형태에서는, 1000℃ 이상 1200℃ 이하의 온도 영역에서의 상기 제1 열간 압연에 있어서, 20％ 이상의 압하율의 압하를 적어도 2회 이상 행하여 오스테나이트 입경을 100㎛ 이하로 하여도 된다.
(14) 상기 (11) 또는 (12)에 기재된 형태에서는, T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 30％ 이상의 압하율인 패스를 대압하 패스로 한 경우, 상기 대압하 패스 중 최종 패스가 완료된 후부터 냉각을 개시할 때까지의 대기 시간 t가 하기 식 2를 만족하는 구성을 채용하여도 된다.
t1≤t≤t1×2.5 … (식 2)
여기서, t1은 하기 식 3으로 표시된다.
t1=0.001×((Tf-T1)×P1)2-0.109×((Tf-T1)×P1)+3.1 … (식 3)
여기서, Tf는 상기 최종 패스 후의 온도이고, P1은 상기 최종 패스에서의 압하율이다.
(15) 상기 (14)에 기재된 형태에서는, T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 상기 제2 열간 압연의 각 패스간의 강판의 온도 상승을 18℃ 이하로 하여도 된다.
(16) 본 발명의 일 형태에 관한 냉연 강판의 제조 방법은, 상기 (11)에 기재된 열연 강판의 제조 방법으로 얻어진 상기 열연 강판에 대하여 Ar3 변태 온도 이상에서 열간 압연을 종료한 후, 산 세정하고, 냉간에 20％ 이상 90％ 이하의 압연을 행하고, 720℃ 이상 900℃ 이하의 온도 영역에서 1초 이상 300초 이하의 유지 시간으로 어닐링하고, 650℃로부터 500℃의 사이의 냉각 속도가 10℃/s 이상 200℃/s 이하인 가속 냉각을 행하여 200℃ 이상 500℃ 이하의 온도로 유지한다.
(17) 상기 (16)에 기재된 형태에서는, T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 범위에서의 상기 제2 열간 압연에 있어서, 1 패스에서 30％ 이상의 압하율의 압하를 적어도 1회 이상 행하고, 또한 압하율의 합계를 50％ 이상으로 하여도 된다.
(18) 상기 (16) 또는 (17)에 기재된 형태에서는, 1000℃ 이상 1200℃ 이하의 온도 영역에서의 상기 제1 열간 압연에 있어서 20％ 이상의 압하율의 압하를 적어도 2회 이상 행하여 오스테나이트 입경을 100㎛ 이하로 하여도 된다.
(19) 상기 (16) 또는 (17)에 기재된 형태에서는, T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 30％ 이상의 압하율인 패스를 대압하 패스로 한 경우, 상기 대압하 패스 중 최종 패스가 완료된 후부터 냉각을 개시할 때까지의 대기 시간 t가 하기 식 4를 만족하는 구성을 채용하여도 된다.
t1≤t≤t1×2.5 … (식 4)
여기서, t1은 하기 식 5로 표시된다.
t1=0.001×((Tf-T1)×P1)2-0.109×((Tf-T1)×P1)+3.1 … (식 5)
여기서, Tf는 상기 최종 패스 후의 온도이고, P1은 상기 최종 패스에서의 압하율이다.
(20) 상기 (16) 또는 (17)에 기재된 형태에서는, T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 상기 제2 열간 압연의 각 패스간의 강판의 온도 상승을 18℃ 이하로 하여도 된다.
(21) 본 발명의 일 형태에 관한 아연 도금 강판의 제조 방법은, 상기 (11)에 기재된 열연 강판의 제조 방법으로 얻어진 상기 열연 강판에 대하여 Ar3 변태 온도 이상에서 열간 압연을 종료한 후, 680℃ 이하 실온 이상의 온도 영역에서 권취하고, 산 세정하고, 냉간에서 20％ 이상 90％ 이하의 압연을 행하여 650℃ 이상 900℃ 이하의 온도 영역까지 승온하고, 1초 이상 300초 이하의 유지 시간으로 어닐링하고, 0.1℃/s 이상 100℃/s 이하의 냉각 속도로 720℃ 이하 580℃ 이상의 온도 영역까지 냉각을 행하여 아연 도금 처리를 행한다.
(22) 상기 (21)에 기재된 형태에서는, T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 범위에서의 상기 제2 열간 압연에 있어서, 1 패스에서 30％ 이상의 압하율의 압하를 적어도 1회 이상 행하고, 또한 압하율의 합계를 50％ 이상으로 하여도 된다.
(23) 상기 (21) 또는 (22)에 기재된 형태에서는, 1000℃ 이상 1200℃ 이하의 온도 영역에서의 상기 제1 열간 압연에 있어서, 20％ 이상의 압하율의 압하를 적어도 2회 이상 행하여 오스테나이트 입경을 100㎛ 이하로 하여도 된다.
(24) 상기 (21) 또는 (22)에 기재된 형태에서는, T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 30％ 이상의 압하율인 패스를 대압하 패스로 한 경우, 상기 대압하 패스 중 최종 패스가 완료된 후부터 냉각을 개시할 때까지의 대기 시간 t가 하기 식 6을 만족하는 구성을 채용하여도 된다.
t1≤t≤t1×2.5 … (식 6)
여기서, t1은 하기 식 7로 표시된다.
t1=0.001×((Tf-T1)×P1)2-0.109×((Tf-T1)×P1)+3.1 … (식 7)
여기서, Tf는 상기 최종 패스 후의 온도이고, P1은 상기 최종 패스에서의 압하율이다.
(25) 상기 (24)에 기재된 형태에서는, T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 상기 제2 열간 압연의 각 패스간의 강판의 온도 상승을 18℃ 이하로 하여도 된다.
본 발명에 따르면, 주된 조직 구성을 한정하지 않고, Nb나 Ti 등의 원소가 첨가되어 있어도 이방성에의 영향이 작고, 국부 변형능이 우수하며, 성형성의 방위 의존성이 적은 열연 강판, 냉연 강판 및 아연 도금 강판을 얻을 수 있다.
도 1은 열연 강판에서의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 평균값과, 판 두께/최소 굽힘 반경의 관계를 나타내는 도면이다.
도 2는 열연 강판에서의 {332}<113> 방위군의 X선 랜덤 강도비와, 판 두께/최소 굽힘 반경의 관계를 나타내는 도면이다.
도 3은 열연 강판에서의 압연 방향에 대하여 직각 방향의 r값인 rC와, 판 두께/최소 굽힘 반경의 관계를 나타내는 도면이다.
도 4는 열연 강판에서의 압연 방향에 대하여 30°를 이루는 방향의 r값인 r30과, 판 두께/최소 굽힘 반경의 관계를 나타내는 도면이다.
도 5는 열연 강판에서의 압연 방향의 r값인 rL과, 판 두께/최소 굽힘 반경의 관계를 나타내는 도면이다.
도 6은 열연 강판에서의 압연 방향에 대하여 60°를 이루는 방향의 r값인 r60과, 판 두께/최소 굽힘 반경의 관계를 나타내는 도면이다.
도 7은 냉연 강판에서의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 평균값과, 판 두께/최소 굽힘 반경의 관계를 나타내는 도면이다.
도 8은 냉연 강판에서의 {332}<113> 방위군의 X선 랜덤 강도비와, 판 두께/최소 굽힘 반경의 관계를 나타내는 도면이다.
도 9는 냉연 강판에서의 압연 방향에 대하여 직각 방향의 r값인 rC와, 판 두께/최소 굽힘 반경의 관계를 나타내는 도면이다.
도 10은 냉연 강판에서의 압연 방향에 대하여 30°를 이루는 방향의 r값인 r30과, 판 두께/최소 굽힘 반경의 관계를 나타내는 도면이다.
도 11은 냉연 강판에서의 압연 방향의 r값인 rL과, 판 두께/최소 굽힘 반경의 관계를 나타내는 도면이다.
도 12는 냉연 강판에서의 압연 방향에 대하여 60°를 이루는 방향의 r값인 r60과, 판 두께/최소 굽힘 반경의 관계를 나타내는 도면이다.
도 13은 아연 도금 강판에서의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 평균값과, 판 두께/최소 굽힘 반경의 관계를 나타내는 도면이다.
도 14는 아연 도금 강판에서의 {332}<113> 방위군의 X선 랜덤 강도비와, 판 두께/최소 굽힘 반경의 관계를 나타내는 도면이다.
도 15는 아연 도금 강판에서의 압연 방향에 대하여 직각 방향의 r값인 rC와, 판 두께/최소 굽힘 반경의 관계를 나타내는 도면이다.
도 16은 아연 도금 강판에서의 압연 방향에 대하여 30°를 이루는 방향의 r값인 r30과, 판 두께/최소 굽힘 반경의 관계를 나타내는 도면이다.
도 17은 아연 도금 강판에서의 압연 방향의 r값인 rL과, 판 두께/최소 굽힘 반경의 관계를 나타내는 도면이다.
도 18은 아연 도금 강판에서의 압연 방향에 대하여 60°를 이루는 방향의 r값인 r60과, 판 두께/최소 굽힘 반경의 관계를 나타내는 도면이다.
도 19는 조압연(rough rolling) 후의 오스테나이트 입경과, 열연 강판에서의 압연 방향에 대하여 직각 방향의 r값인 rC의 관계를 나타내는 도면이다.
도 20은 조압연 후의 오스테나이트 입경과, 열연 강판에서의 압연 방향에 대하여 30°를 이루는 방향의 r값인 r30의 관계를 나타내는 도면이다.
도 21은 조압연에서의 20％ 이상의 압하율에서의 압하 횟수와, 조압연 후의 오스테나이트 입경의 관계를 나타내는 도면이다.
도 22는 T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 합계 압하율과, 열연 강판에서의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 평균값의 관계를 나타내는 도면이다.
도 23은 T1℃ 이상 T1+30℃ 미만의 온도 영역에서의 합계 압하율과, 열연 강판에서의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 평균값의 관계를 나타내는 도면이다.
도 24는 T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 합계 압하율과, 열연 강판에서의 {332}<113>의 결정 방위의 X선 랜덤 강도비의 관계를 나타내는 도면이다.
도 25는 T1℃ 이상 T1+30℃ 미만의 온도 영역에서의 합계 압하율과, 열연 강판에서의 {332}<113>의 결정 방위의 X선 랜덤 강도비의 관계를 나타내는 도면이다.
도 26은 T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 압하 시의 각 패스간의 강판의 최대 온도 상승량 및 T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 30％ 이상의 압하율인 패스를 대압하 패스로 한 경우에 있어서의 상기 대압하 패스 중 최종 패스가 완료된 후부터 냉각을 개시할 때까지의 대기 시간과, 열연 강판에서의 압연 방향의 r값인 rL의 관계를 나타내는 도면이다.
도 27은 T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 압하 시의 각 패스간의 강판의 최대 온도 상승량 및 T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 30％ 이상의 압하율인 패스를 대압하 패스로 한 경우에 있어서의 상기 대압하 패스 중 최종 패스가 완료된 후부터 냉각을 개시할 때까지의 대기 시간과, 열연 강판에서의 압연 방향에 대하여 60°를 이루는 방향의 r값인 r60의 관계를 나타내는 도면이다.
도 28은 조압연 후의 오스테나이트 입경과, 냉연 강판에서의 압연 방향과 직각 방향의 r값인 rC의 관계를 나타내는 도면이다.
도 29는 조압연 후의 오스테나이트 입경과, 냉연 강판에서의 압연 방향에 대하여 30°를 이루는 방향의 r값인 r30의 관계를 나타내는 도면이다.
도 30은 T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 압하율과, 냉연 강판에서의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 평균값의 관계를 나타내는 도면이다.
도 31은 T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 합계 압하율과, 냉연 강판에서의 {332}<113>의 결정 방위의 X선 랜덤 강도비의 관계를 나타내는 도면이다.
도 32는 조압연 후의 오스테나이트 입경과, 아연 도금 강판에서의 압연 방향과 직각 방향의 r값인 rC의 관계를 나타내는 도면이다.
도 33은 조압연 후의 오스테나이트 입경과, 아연 도금 강판에서의 압연 방향에 대하여 30°를 이루는 방향의 r값인 r30의 관계를 나타내는 도면이다.
도 34는 T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 합계 압하율과, 아연 도금 강판에서의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 평균값의 관계를 나타내는 도면이다.
도 35는 T1℃ 이상 T1+30℃ 미만의 온도 영역에서의 합계 압하율과, 아연 도금 강판에서의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 평균값의 관계를 나타내는 도면이다.
도 36은 T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 합계 압하율과, 아연 도금 강판에서의 {332}<113>의 결정 방위의 X선 랜덤 강도비의 관계를 나타내는 도면이다.
도 37은 T1℃ 이상 T1+30℃ 미만의 온도 영역에서의 합계 압하율과, 아연 도금 강판에서의 {332}<113>의 결정 방위의 X선 랜덤 강도비의 관계를 나타내는 도면이다.
도 38은 T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 압하 시의 각 패스간의 강판의 최대 온도 상승량 및 T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 30％ 이상의 압하율인 패스를 대압하 패스로 한 경우에 있어서의 상기 대압하 패스 중 최종 패스가 완료된 후부터 냉각을 개시할 때까지의 대기 시간과, 아연 도금 강판에서의 압연 방향의 r값인 rL의 관계를 나타내는 도면이다.
도 39는 T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 압하 시의 각 패스간의 강판의 최대 온도 상승량 및 T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 30％ 이상의 압하율인 패스를 대압하 패스로 한 경우에 있어서의 상기 대압하 패스 중 최종 패스가 완료된 후부터 냉각을 개시할 때까지의 대기 시간과, 아연 도금 강판에서의 압연 방향에 대하여 60°를 이루는 방향의 r값인 r60의 관계를 나타내는 도면이다.
도 40은 본 실시 형태의 열연 강판과 비교강의 강도와 구멍 확장성의 관계를 나타내는 도면이다.
도 41은 본 실시 형태의 열연 강판과 비교강의 강도와 굽힘성의 관계를 나타내는 도면이다.
도 42는 본 실시 형태의 열연 강판과 비교강의 강도와 성형성의 이방성의 관계를 나타내는 도면이다.
도 43은 본 실시 형태의 냉연 강판과 비교강의 강도와 구멍 확장성의 관계를 나타내는 도면이다.
도 44는 본 실시 형태의 냉연 강판과 비교강의 강도와 굽힘성의 관계를 나타내는 도면이다.
도 45는 본 실시 형태의 냉연 강판과 비교강의 강도와 성형성의 이방성의 관계를 나타내는 도면이다.
이하에 본 발명의 일 실시 형태를 상세하게 설명한다.
1. 열연 강판에 대하여
(1) 강판의 표면으로부터 5/8 내지 3/8의 판 두께 범위인 판 두께 중앙부에서의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 평균값, {332}<113>의 결정 방위의 X선 랜덤 강도비:
강판의 표면으로부터 5/8 내지 3/8의 판 두께 범위인 판 두께 중앙부에서의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 평균값은, 본 실시 형태에 있어서 특히 중요한 특성값이다.
도 1에 나타낸 바와 같이, 강판의 표면으로부터 5/8 내지 3/8의 판 두께 범위인 판 두께 중앙부에서의 판면의 X선 회절을 행하여, 랜덤 시료에 대한 각 방위의 강도비를 구하였을 때의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 평균값이 6.0 이하이면, 하체 부품이나 골격 부품의 가공에 필요한 판 두께/최소 굽힘 반경인 d/Rm이 1.5 이상을 만족한다. 또한, 구멍 확장성이나 작은 한계 굽힘 특성을 필요로 하는 경우에는 바람직하게는 4.0 이하이고, 보다 바람직하게는 3.0 미만이다. 6.0 초과에서는 강판의 기계적 특성의 이방성이 극히 강해져, 그 결과 어느 방향의 국부 변형능이 개선되어도 그 방향과는 상이한 방향에서의 재질이 현저하게 열화되기 때문에, 전술한 판 두께/최소 굽힘 반경≥1.5를 만족할 수 없게 된다. 냉연 강판 또는 아연 도금 강판의 원판인 열연 강대로 하는 경우에는, 상기의 X선 랜덤 강도비는 4.0 미만인 것이 바람직하다.
한편, 현행의 일반적인 연속 열연 공정에서는 실현이 어렵지만, X선 랜덤 강도비가 1.0 미만이 되면 국부 변형능의 열화가 우려된다.
또한, 마찬가지의 이유로부터, 강판의 표면으로부터 5/8 내지 3/8의 판 두께 범위인 판 두께 중앙부에서의 {332}<113>의 결정 방위의 X선 랜덤 강도비가, 도 2에 나타낸 바와 같이 5.0 이하이면, 하체 부품의 가공에 필요한 판 두께/최소 굽힘 반경≥1.5를 만족한다. 보다 바람직하게는 3.0 이하이다. 5.0 초과이면 강판의 기계적 특성의 이방성이 극히 강해져, 그 결과 어느 방향만의 국부 변형능이 개선되어도 그 방향과는 상이한 방향에서의 재질이 현저하게 열화되기 때문에, 판 두께/최소 굽힘 반경≥1.5를 확실하게 만족할 수 없게 된다. 한편, 현행의 일반적인 연속 열연 공정에서는 실현이 어렵지만, X선 랜덤 강도비가 1.0 미만이 되면 국부 변형능의 열화가 우려된다.
이상 설명한 결정 방위의 X선 랜덤 강도비가 굽힘 가공시의 형상 동결성에 대하여 중요한 이유는 반드시 명확한 것은 아니지만, 굽힘 변형 시의 결정의 미끄럼 거동과 관계가 있는 것으로 추측된다.
(2) 압연 방향과 직각 방향의 r값인 rC:
이 rC는 본 실시 형태에 있어서 중요하다. 즉, 본 발명자들이 예의 검토한 결과, 상술한 다양한 결정 방위의 X선 랜덤 강도비만이 적정하여도 반드시 양호한 구멍 확장성이나 굽힘성이 얻어지는 것은 아님이 판명되었다. 도 3에 나타낸 바와 같이, 상기의 X선 랜덤 강도비와 동시에 rC가 0.70 이상인 것이 필수적이다.
상술한 rC의 상한을 1.10으로 함으로써, 보다 우수한 국부 변형능을 얻을 수 있다.
(3) 압연 방향에 대하여 30°를 이루는 방향의 r값인 r30:
이 r30은 본 실시 형태에 있어서 중요하다. 즉, 본 발명자들이 예의 검토한 결과, 상술한 다양한 결정 방위의 X선 강도가 적정하여도 반드시 양호한 국부 변형능이 얻어지는 것은 아님이 판명되었다. 도 4에 나타낸 바와 같이, 상기의 X선 강도와 동시에 r30이 1.10 이하인 것이 필수적이다.
상술한 r30의 하한을 0.70으로 함으로써, 보다 우수한 국부 변형능을 얻을 수 있다.
(4) 압연 방향의 r값인 rL 및 압연 방향에 대하여 60°를 이루는 방향의 r값인 r60:
또한, 본 발명자들이 예의 검토한 결과, 상술한 다양한 결정 방위의 X선 랜덤 강도비와 rC 및 r30뿐만 아니라, 도 5, 도 6에 나타낸 바와 같이, 또한 압연 방향의 rL이 0.70 이상이면서 압연 방향에 대하여 60°를 이루는 방향의 r값인 r60이 1.10 이하이면, 판 두께/최소 굽힘 반경≥2.0을 만족하는 것이 판명되었다.
상술한 rL값 및 r60값이 rL이 1.10 이하, r60이 0.70 이상임으로써, 보다 우수한 국부 변형능을 얻을 수 있다.
그런데, 일반적으로 집합 조직과 r값은 상관이 있는 것이 알려져 있지만, 본 실시 형태에 관한 열연 강판에 있어서는, 이미 설명한 결정 방위의 X선 강도비에 관한 한정과 r값에 관한 한정은 서로 동의가 아니며, 양쪽의 한정이 동시에 만족되지 않으면 양호한 국부 변형능을 얻을 수 없다.
(5) 베이나이트, 마르텐사이트, 펄라이트 및 오스테나이트 입자의 dL/dt비:
본 발명자들은 국부 변형능을 더 추구한 결과, 상기의 집합 조직 및 r값을 만족한 후에, 결정립의 등축성이 우수하였을 때, 굽힘 가공의 방향 의존성이 거의 없어지는 것을 발견하였다. 이 등축성을 나타내는 지표로서는, 이들 조직 중의 결정립의 열간 압연 방향의 길이인 dL과 판 두께 방향의 길이인 dt의 비인 dL/dt가 3.0 이하인 등축성이 우수한 입자의 비율이, 이들 결정립 중 50％ 이상 100％ 이하이다. 50％ 미만에서는 압연 방향인 L 방향 또는 압연 방향에 대하여 직각 방향인 C 방향의 굽힘성 R이 열화된다.
각 조직의 판정은, 이하와 같이 행할 수 있다.
광학 현미경에 의한 조직 관찰로 펄라이트를 특정한다. 다음에 EBSD(Electron Back Scattering Diffraction; 전자선 후방 산란 회절법)를 이용하여 결정 구조를 판정하고, fcc 구조의 결정을 오스테나이트로 한다. bcc 구조의 페라이트, 베이나이트 및 마르텐사이트는 EBSP-OIMTM에 장비되어 있는 Kernel Average Misorientation, 즉 KAM법으로 식별할 수 있다. KAM법은 측정 데이터 중 어느 정육각형의 픽셀의 인접하는 6개인 제1 근사, 혹은 또한 그 외측 12개인 제2 근사, 혹은 그보다 더 외측 18개인 제3 근사의 픽셀간의 방위차를 평균하고, 그 값을 그 중심의 픽셀값으로 하는 계산을 각 픽셀에 행함으로써 산출되는 값이다. 입계를 초과하지 않도록 이 계산을 실시함으로써 입자 내의 방위 변화를 표현하는 맵을 작성할 수 있다. 이 맵은 입자 내의 국소적인 방위 변화에 기초하는 변형의 분포를 나타내고 있다.
본 발명의 실시예에 있어서는, EBSP-OIMTM에 있어서 인접하는 픽셀간의 방위차를 계산하는 조건을 제3 근사로 하여, 이 방위차를 5°이하로 하고, 상기의 방위차 제3 근사에 있어서 1°초과가 저온 변태 생성물인 베이나이트 혹은 마르텐사이트, 1°이하가 페라이트로 정의하였다. 이것은 고온에서 변태한 다형의 초석 페라이트는 확산 변태로 생성되므로, 전위 밀도가 작고 입자 내의 변형이 적기 때문에 결정 방위의 입자 내 차가 작아, 이제까지 발명자들이 실시해 온 여러가지 조사 결과로부터, 광학 현미경 관찰로 얻어지는 페라이트 체적분율과 KAM법으로 측정한 방위차 제3 근사 1°에서 얻어지는 에리어의 면적분율이 거의 좋은 일치를 보이기 때문이다.
(6) 입경 20㎛를 초과하는 결정립의 비율:
또한, 굽힘성은 결정립의 등축성의 영향을 강하게 받고 그 효과가 큰 것을 발견하였다. 그 이유는 명확하지는 않지만, 굽힘 변형은 국부적으로 변형이 집중하는 모드이며, 모든 결정립이 균일하게 등가로 변형을 받는 상태가 굽힘성에는 유리하다고 생각된다. 입경이 큰 결정립이 많은 경우에는, 등방성화와 등축 입자화가 충분하여도 국부적인 결정립이 변형됨으로써, 그 국부적으로 변형되는 결정립의 방위에 의해 굽힘성에 큰 편차가 생겨 굽힘성의 저하를 일으킨다고 생각하고 있다. 그로 인해, 등방성화와 등축 입자화의 효과에 의해 변형의 국부화를 억제하고, 굽힘성을 향상시키기 위해서는, 전체 면적 중 입경 20㎛를 초과하는 결정립이 차지하는 면적 비율이 적은 쪽이 좋으며, 0％ 이상 10％ 이하일 필요가 있다. 10％보다 많으면 굽힘성이 열화된다. 여기에서 말하는 결정립이란 페라이트, 펄라이트, 베이나이트, 마르텐사이트 및 오스테나이트의 결정립을 말한다.
본 발명은 열연 강판의 전반에 적용할 수 있는 것이며, 상기의 한정이 만족되면 조직의 조합에 제한되지 않고, 열연 강판의 굽힘 가공성이나 구멍 확장성 등의 국부 성형능이 비약적으로 향상된다.
2. 냉연 강판에 대하여
(1) 강판의 표면으로부터 5/8 내지 3/8의 판 두께 범위인 판 두께 중앙부에서의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 평균값, {332}<113>의 결정 방위의 X선 랜덤 강도비:
강판의 표면으로부터 5/8 내지 3/8의 판 두께 범위인 판 두께 중앙부에서의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 평균값은, 본 실시 형태에 있어서 특히 중요한 특성값이다.
도 7에 나타낸 바와 같이, 강판의 표면으로부터 5/8 내지 3/8의 판 두께 범위인 판 두께 중앙부에서의 판면의 X선 회절을 행하여, 랜덤 시료에 대한 각 방위의 강도비를 구하였을 때의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 평균값이 4.0 미만이면, 골격 부품의 가공에 필요한 판 두께/최소 굽힘 반경≥1.5를 만족한다. 또한, 구멍 확장성이나 작은 한계 굽힘 특성을 필요로 하는 경우에는 3.0 미만이 바람직하다. 4.0 이상에서는 강판의 기계적 특성의 이방성이 극히 강해져, 그 결과 어느 방향만의 국부 변형능은 개선되지만, 그 방향과는 상이한 방향에서의 재질이 현저하게 열화되기 때문에, 전술한 판 두께/최소 굽힘 반경≥1.5를 만족할 수 없게 된다.
한편, 현행의 일반적인 연속 열연 공정에서는 실현이 어렵지만, X선 랜덤 강도비가 1.0 미만이 되면 국부 변형능의 열화가 우려된다.
또한, 마찬가지의 이유로부터, 강판의 표면으로부터 5/8 내지 3/8의 판 두께 범위인 판 두께 중앙부에서의 {332}<113>의 결정 방위의 X선 랜덤 강도비는, 도 8에 나타낸 바와 같이 5.0 이하이면, 골격 부품의 가공에 필요한 판 두께/최소 굽힘 반경≥1.5를 만족한다. 보다 바람직하게는 3.0 이하이다. 이것이 5.0 초과이면 강판의 기계적 특성의 이방성이 극히 강해져, 그 결과 어느 방향만의 국부 변형능은 개선되지만, 그 방향과는 상이한 방향에서의 재질이 현저하게 열화되기 때문에, 판 두께/최소 굽힘 반경≥1.5를 확실하게 만족할 수 없게 된다. 한편, 현행의 일반적인 연속 열연 공정에서는 실현이 어렵지만, X선 랜덤 강도비가 1.0 미만이 되면 국부 변형능의 열화가 우려된다.
이상 설명한 결정 방위의 X선 랜덤 강도비가 굽힘 가공시의 형상 동결성에 대하여 중요한 이유는 반드시 명확한 것은 아니지만, 굽힘 변형 시의 결정의 미끄럼 거동과 관계가 있는 것으로 추측된다.
(2) 압연 방향과 직각 방향의 r값인 rC:
이 rC값은 본 실시 형태에 있어서 중요하다. 즉, 본 발명자들이 예의 검토한 결과, 상술한 다양한 결정 방위의 X선 랜덤 강도비만이 적정하여도 반드시 양호한 구멍 확장성이나 굽힘성이 얻어지는 것은 아님이 판명되었다. 도 9에 나타낸 바와 같이, 상기의 X선 랜덤 강도비와 동시에 rC가 0.70 이상인 것이 필수적이다.
상술한 rC의 상한을 1.10으로 함으로써, 보다 우수한 국부 변형능을 얻을 수 있다.
(3) 압연 방향에 대하여 30°를 이루는 방향의 r값인 r30:
이 r30은 본 실시 형태에 있어서 중요하다. 즉, 본 발명자들이 예의 검토한 결과, 상술한 다양한 결정 방위의 X선 랜덤 강도비가 적정하여도 반드시 양호한 국부 변형능이 얻어지지 않음이 판명되었다. 도 10에 나타낸 바와 같이, 상기의 X선 랜덤 강도비와 동시에 r30이 1.10 이하인 것이 필수적이다.
상술한 r30의 하한을 0.70으로 함으로써, 보다 우수한 국부 변형능을 얻을 수 있다.
(4) 압연 방향의 r값인 rL, 압연 방향에 대하여 60°를 이루는 방향의 r값인 r60:
또한, 본 발명자들이 예의 검토한 결과, 상술한 다양한 결정 방위의 X선 랜덤 강도비와 rC 및 r30뿐만 아니라, 도 11, 도 12에 나타낸 바와 같이 압연 방향의 rL 및 압연 방향에 대하여 60°를 이루는 방향의 r값인 r60이 각각 rL이 0.70 이상이면서 r60이 1.10 이하이면, 더 양호한 판 두께/최소 굽힘 반경≥2.0을 만족하는 것이 판명되었다.
상술한 rL 및 r60은 rL을 1.10 이하, r60을 0.70 이상으로 함으로써, 보다 우수한 국부 변형능을 얻을 수 있다.
그런데, 일반적으로 집합 조직과 r값은 상관이 있는 것이 알려져 있지만, 본 발명의 냉연 강판에 있어서는, 이미 설명한 결정 방위의 X선 강도비에 관한 한정과 r값에 관한 한정은 서로 동의가 아니며, 양쪽의 한정이 동시에 만족되지 않으면 양호한 국부 변형능을 얻을 수 없다.
(5) 베이나이트, 마르텐사이트, 펄라이트 및 오스테나이트 입자의 dL/dt비:
본 발명자들은 국부 변형능을 더 추구한 결과, 상기의 집합 조직 및 r값을 만족한 후에, 결정립의 등축성이 우수하였을 때, 굽힘 가공의 방향 의존성이 거의 없어지는 것을 발견하였다. 이 등축성을 나타내는 지표로서는, 이들 조직 중의 결정립의 냉간 압연 방향의 길이인 dL과 판 두께 방향의 길이인 dt의 비인 dL/dt가 3.0 이하인 등축성이 우수한 입자의 비율이, 이들 결정립 중 50％ 이상 100％ 이하이다. 50％ 미만에서는 압연 방향인 L 방향 또는 압연 방향에 대하여 직각 방향인 C 방향의 굽힘성 R이 열화된다.
각 조직의 판정은, 이하와 같이 행할 수 있다.
광학 현미경에 의한 조직 관찰로 펄라이트를 특정한다. 다음에 EBSD를 사용하여 결정 구조를 판정하고, fcc 구조의 결정을 오스테나이트로 한다. bcc 구조의 페라이트, 베이나이트 및 마르텐사이트는 EBSP-OIMTM에 장비되어 있는 Kernel Average Misorientation, 즉 KAM법으로 식별할 수 있다. KAM법은 측정 데이터 중 어느 정육각형의 픽셀의 인접하는 6개인 제1 근사, 혹은 그보다 더 외측 12개인 제2 근사, 혹은 그보다 더 외측 18개인 제3 근사의 픽셀간의 방위차를 평균하고, 그 값을 그 중심의 픽셀값으로 하는 계산을 각 픽셀에 행함으로써 산출되는 값이다. 입계를 초과하지 않도록 이 계산을 실시함으로써 입자 내의 방위 변화를 표현하는 맵을 작성할 수 있다. 이 맵은 입자 내의 국소적인 방위 변화에 기초하는 변형의 분포를 나타내고 있다.
본 발명의 실시예에 있어서는, EBSP-OIMTM에 있어서 인접하는 픽셀간의 방위차를 계산하는 조건을 제3 근사로 하여, 이 방위차를 5°이하로 하고, 상기의 방위차 제3 근사에 있어서 1°초과가 저온 변태 생성물인 베이나이트 혹은 마르텐사이트, 1°이하가 페라이트로 정의하였다. 이것은 고온에서 변태한 다형의 초석 페라이트는 확산 변태로 생성되므로, 전위 밀도가 작고 입자 내의 변형이 적기 때문에 결정 방위의 입자 내 차가 작아, 이제까지 발명자들이 실시해 온 여러가지 조사 결과로부터, 광학 현미경 관찰로 얻어지는 페라이트 체적분율과 KAM법으로 측정한 방위차 제3 근사 1°에서 얻어지는 에리어의 면적분율이 거의 좋은 일치를 보이기 때문이다.
(6) 입경 20㎛를 초과하는 결정립의 비율:
또한, 굽힘성은 결정립의 등축성의 영향을 강하게 받고 그 효과가 커지는 것을 발견하였다. 그 이유는 명확하지는 않지만, 굽힘 변형은 국부적으로 변형이 집중하는 모드이며, 모든 결정립이 균일하게 등가로 변형을 받는 상태가 굽힘성에는 유리하다고 생각하고 있다. 입경이 큰 결정립이 많은 경우, 등방성화와 등축 입자화가 충분하여도 국부적인 결정립이 변형됨으로써, 그 국부적으로 변형되는 결정립의 방위에 의해 굽힘성에 큰 편차가 생겨 굽힘성의 저하를 일으킨다고 생각하고 있다. 그로 인해, 등방성화와 등축 입자화의 효과에 의해 변형의 국부화를 억제하고, 굽힘성을 향상시키기 위해서는, 전체 면적 중 입경 20㎛를 초과하는 결정립이 차지하는 면적 비율이 적은 쪽이 좋으며, 0％ 이상 10％ 이하일 필요가 있다. 10％보다 많으면 굽힘성이 열화된다. 여기에서 말하는 결정립이란 페라이트, 펄라이트, 베이나이트, 마르텐사이트 및 오스테나이트의 결정립을 말한다.
본 발명은 냉연 강판의 전반에 적용할 수 있는 것이며, 상기의 한정이 만족되면 조직의 조합에 제한되지 않고, 냉연 강판의 굽힘 가공성이나 구멍 확장성 등의 국부 변형능이 비약적으로 향상된다.
3. 아연 도금 강판에 대하여
(1) 강판의 표면으로부터 5/8 내지 3/8의 판 두께 범위인 판 두께 중앙부에서의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 평균값, {332}<113>의 결정 방위의 X선 랜덤 강도비:
강판의 표면으로부터 5/8 내지 3/8의 판 두께 범위인 판 두께 중앙부에서의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 평균값은, 본 실시 형태에 있어서 특히 중요한 특성값이다. 도 13에 나타낸 같이, 강판의 표면으로부터 5/8 내지 3/8의 판 두께 범위인 판 두께 중앙부에서의 판면의 X선 회절을 행하여, 랜덤 시료에 대한 각 방위의 강도비를 구하였을 때의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 평균값이 4.0 미만이면, 현재 요구되는 하체 부품의 가공에 필요한 판 두께/최소 굽힘 반경≥1.5를 만족한다. 또한, 구멍 확장성이나 작은 한계 굽힘 특성을 필요로 하는 경우에는 3.0 미만이 바람직하다. 4.0 이상에서는 강판의 기계적 특성의 이방성이 극히 강해져, 그 결과 어느 방향만의 국부 변형능은 개선되지만, 그 방향과는 상이한 방향에서의 재질이 현저하게 열화되기 때문에, 판 두께/최소 굽힘 반경≥1.5를 만족할 수 없게 된다.
한편, 현행의 일반적인 연속 열연 공정에서는 실현이 어렵지만, X선 랜덤 강도비가 1.0 미만이 되면 국부 변형능의 열화가 우려된다.
또한, 마찬가지의 이유로부터, 강판의 표면으로부터 5/8 내지 3/8의 판 두께 범위인 판 두께 중앙부에서의 {332}<113>의 결정 방위의 X선 랜덤 강도비는, 도 14에 나타낸 바와 같이 5.0 이하이면, 현재 요구되는 하체 부품의 가공에 필요한 판 두께/굽힘 반경≥1.5를 만족한다. 바람직하게는 3.0 이하이다. 이것이 5.0 초과이면 강판의 기계적 특성의 이방성이 극히 강해져, 그 결과 어느 방향만의 국부 변형능은 개선되지만, 그 방향과는 상이한 방향에서의 재질이 현저하게 열화되기 때문에, 판 두께/굽힘 반경≥1.5를 확실하게 만족할 수 없게 된다. 한편, 현행의 일반적인 연속 열연 공정에서는 실현이 어렵지만, X선 랜덤 강도비가 1.0 미만이 되면 국부 변형능의 열화가 우려된다.
이상 설명한 결정 방위의 X선 랜덤 강도비가 굽힘 가공시의 형상 동결성에 대하여 중요한 이유는 반드시 명확한 것은 아니지만, 굽힘 변형 시의 결정의 미끄럼 거동과 관계가 있는 것으로 추측된다.
압연 방향과 직각 방향의 r값인 rC:
이 rC는 본 실시 형태에 있어서 중요하다. 즉, 본 발명자들이 예의 검토한 결과, 상술한 다양한 결정 방위의 X선 랜덤 강도비만이 적정하여도 반드시 양호한 구멍 확장성이나 굽힘성이 얻어지는 것은 아님이 판명되었다. 도 15에 나타낸 바와 같이, 상기의 X선 랜덤 강도비와 동시에 rC가 0.70 이상인 것이 필수적이다.
상술한 rC의 상한을 1.10으로 함으로써, 보다 우수한 국부 변형능을 얻을 수 있다.
압연 방향에 대하여 30°를 이루는 방향의 r값인 r30:
이 r30은 본 실시 형태에 있어서 중요하다. 즉, 본 발명자들이 예의 검토한 결과, 상술한 다양한 결정 방위의 X선 랜덤 강도비가 적정하여도 반드시 양호한 국부 변형능이 얻어지는 것은 아님이 판명되었다. 도 16에 나타낸 바와 같이, 상기의 X선 랜덤 강도비와 동시에 r30이 1.10 이하인 것이 필수적이다.
상술한 r30의 하한을 0.70으로 함으로써, 보다 우수한 국부 변형능을 얻을 수 있다.
압연 방향의 r값인 rL, 압연 방향에 대하여 60°를 이루는 방향의 r값인 r60:
또한, 본 발명자들이 예의 검토한 결과, 상술한 다양한 결정 방위의 X선 랜덤 강도비와 rC 및 r30뿐만 아니라, 도 17, 도 18과 같이 압연 방향의 rL 및 압연 방향에 대하여 60°를 이루는 방향의 r60이 각각 rL이 0.70 이상이면서 r60이 1.10 이하이면, 더 양호한 판 두께/최소 굽힘 반경≥2.0을 만족하는 것이 판명되었다.
상술한 rL값 및 r60값은 rL이 1.10 이하, r60이 0.70 이상임으로써, 보다 우수한 국부 변형능을 얻을 수 있다.
그런데, 일반적으로 집합 조직과 r값은 상관이 있는 것이 알려져 있지만, 본 발명의 아연 도금 강판에 있어서는, 이미 설명한 결정 방위의 X선 강도비에 관한 한정과 r값에 관한 한정은 서로 동의가 아니며, 양쪽의 한정이 동시에 만족되지 않으면 양호한 국부 변형능을 얻을 수 없다.
본 발명은 아연 도금 강판의 전반에 적용할 수 있는 것이며, 상기의 한정이 만족되면 조직의 조합에 제한되지 않고, 아연 도금 강판의 굽힘 가공성이나 구멍 확장성 등의 국부 변형능이 비약적으로 향상된다.
상술한 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군에 포함되는 주된 방위는, {100}<011>, {116}<110>, {114}<110>, {113}<110>, {112}<110>, {335}<110> 및 {223}<110>이다.
이들 각 방위의 X선 랜덤 강도비는 X선 회절이나 EBSD(Electron Back Scattering Diffraction; 전자선 후방 산란 회절법) 등의 방법을 이용하여 측정할 수 있다. 구체적으로는 {110} 극점도에 기초하여 벡터법에 의해 계산한 3차원 집합 조직이나 {110}, {100}, {211}, {310} 극점도 중 복수의 극점도(바람직하게는 3개 이상)를 사용하여 급수 전개법으로 계산한 3차원 집합 조직으로부터 구하면 된다.
예를 들어, EBSD법에서의 상기 각 결정 방위의 X선 랜덤 강도비에는, 3차원 집합 조직의 φ2=45°단면에서의 (001)[1-10], (116)[1-10], (114)[1-10], (113)[1-10], (112)[1-10], (335)[1-10], (223)[1-10]의 강도를 그대로 사용하면 된다. 마이너스 1을 나타내는 어퍼 라인을 붙인 1은 -1로 표기하였다.
또한, {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 평균값이란, 상기의 각 방위의 상가 평균이다. 상기의 모든 방위의 강도를 얻을 수 없는 경우에는, {100}<011>, {116}<110>, {114}<110>, {112}<110>, {223}<110>의 각 방위의 상가 평균으로 대체하여도 된다.
X선 회절 또는 EBSD에 제공하는 시료는 기계 연마 등에 의해 강판을 소정의 판 두께까지 표면으로부터 두께 감소시키고, 계속해서 화학 연마나 전해 연마 등에 의해 변형을 제거함과 동시에, 판 두께의 5/8 내지 3/8의 범위에서 적당한 면이 측정면이 되도록, 상술한 방법에 따라 시료를 조정하여 측정하면 된다. 판 폭 방향에 대해서는 단부로부터 1/4 혹은 3/4의 위치에서 채취하는 것이 바람직하다.
당연하겠지만, 상술한 X선 강도의 한정이 판 두께 1/2 근방뿐만 아니라, 가능한 한 많은 두께에 대하여 만족됨으로써 한층 더 국부 변형능이 양호해진다. 그러나, 강판의 표면으로부터 5/8 내지 3/8의 판 두께 범위인 판 두께 중앙부의 측정을 행함으로써, 대략 강판 전체의 재질 특성을 대표할 수 있기 때문에, 강판의 표면으로부터 5/8 내지 3/8의 판 두께 범위인 판 두께 중앙부에서의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 평균값과, {332}<113>의 결정 방위의 X선 랜덤 강도비를 규정하는 것으로 한다. {hkl}<uvw>로 표시되는 결정 방위란, 판면의 법선 방향이 {hkl}에 평행하고, 압연 방향이 <uvw>와 평행한 것을 나타내고 있다.
또한, 상술한 각 r값은 JIS 5호 인장 시험편을 사용한 인장 시험에 의해 평가한다. 인장 변형은 통상 고강도 강판의 경우, 5 내지 15％의 범위에서 균일 신장의 범위에서 평가하면 된다.
굽힘 가공을 실시하는 방향은 가공 부품에 따라 상이하므로 특별히 한정되는 것은 아니며, 본 발명에 따르면 어느 굽힘 방향에 있어서도 마찬가지의 특성이 얻어진다.
펄라이트의 dL/dt 및 입경은, 광학 현미경에서의 조직 관찰에 있어서 2치화 처리, 포인트 카운트법에 의해 구할 수 있다.
또한, 페라이트, 베이나이트, 마르텐사이트 및 오스테나이트의 입경은, 전술한 EBSD법에 의한 강판의 방위의 해석에 있어서, 예를 들어 1500배의 배율로 0.5㎛ 이하의 측정 스텝에서 방위 측정을 행하고, 인접하는 측정점의 방위차가 15°를 초과한 위치를 입자 경계로서 정하고, 그 원 상당 직경을 구함으로써 얻어진다. 그 때, 압연 방향 및 판 두께 방향의 입자의 길이에 대해서도 동시에 구함으로써 dL/dt가 얻어진다.
이어서, 강판 성분의 한정 조건에 대하여 설명한다. 함유량의 ％는 질량％이다.
본 발명의 냉연 강판 및 아연 도금 강판은, 본 발명에서의 열연 강판을 원판으로 하고 있기 때문에, 강판의 성분에 대해서는 열연 강판, 냉연 강판, 아연 도금 강판의 어느 것에 대해서도 이하와 같다.
C는 기본적으로 함유되는 원소이며, 그 하한을 0.0001％로 한 것은 실용강에서 얻어지는 하한값을 사용하기로 하였기 때문이다. 상한은 0.40％ 초과가 되면, 가공성이나 용접성이 나빠지므로 0.40％로 설정한다. 또한, 과도한 C 첨가는 스폿 용접성을 현저하게 열화시키기 때문에 0.30％ 이하가 보다 바람직하다.
Si는 강판의 기계적 강도를 높이는 데 유효한 원소이지만, 2.5％ 초과가 되면 가공성이 열화되거나 표면 흠집이 발생하기도 하므로 2.5％를 상한으로 한다. 한편, 실용강에서 Si를 0.001％ 미만으로 하는 것은 곤란하므로 0.001％를 하한으로 한다.
Mn은 강판의 기계적 강도를 높이는 데 유효한 원소이지만, 4.0％ 초과가 되면 가공성이 열화되므로 4.0％를 상한으로 한다. 한편, 실용강에서 Mn을 0.001％ 미만으로 하는 것은 곤란하므로 0.001％를 하한으로 한다. 단, 극도한 제강 비용의 상승을 피하기 위해서는 0.01％ 이상으로 하는 것이 바람직하다. Mn은 페라이트 생성을 억제하기 위하여, 조직에 페라이트상을 포함시켜 신장을 확보하고자 하는 경우에는 3.0％ 이하로 하는 것이 바람직하다. 또한, Mn 이외에 S에 의한 열간 균열의 발생을 억제하는 Ti 등의 원소가 충분히 첨가되지 않는 경우에는, 중량％로 Mn/S≥20이 되는 Mn량을 첨가하는 것이 바람직하다.
P와 S의 상한은, 가공성의 열화나 열간 압연 또는 냉간 압연 시의 균열을 방지하기 위하여, P가 0.15％ 이하, S가 0.03％ 이하로 한다. 각각의 하한은 현행의 일반적인 정련(2차 정련을 포함함)으로 가능한 값으로서, P가 0.001％, S가 0.0005％로 한다. 또한, S에 대해서는 극단적인 탈황은 비용이 지나치게 높아지기 때문에, 0.001％ 이상이 보다 바람직하다.
Al은 탈산을 위하여 0.001％ 이상 첨가한다. 단, 탈산이 충분히 필요한 경우, 0.01％ 이상의 첨가가 보다 바람직하다. 또한, Al은 γ→α 변태점을 현저하게 상승시키므로, 특히 Ar3점 이하에서의 열연을 지향하는 경우에는 유효한 원소이다. 그러나, 지나치게 많으면 용접성이 열악해지므로 상한을 2.0％로 한다.
N과 O는 불순물이며, 가공성을 나쁘게 하지 않도록 모두 0.01％ 이하로 한다. 하한은 양쪽 원소 모두 현행의 일반적인 정련(2차 정련을 포함함)으로 가능한 0.0005％로 한다. 단, 극단적인 제강 비용의 상승을 억제하기 위해서는 0.001％ 이상으로 하는 것이 바람직하다.
또한, 석출 강화에 의해 기계적 강도를 높이기 위하여, 혹은 국부 변형능을 향상시키기 위해 개재물 제어나 석출물 미세화를 위하여, 종래부터 사용하고 있는 원소로서 Ti, Nb, B, Mg, REM, Ca, Mo, Cr, V, W, Cu, Ni, Co, Sn, Zr, As 중 어느 1종 또는 2종 이상을 함유하여도 상관없다. 석출 강화를 얻기 위해서는 미세한 탄질화물을 생성시키는 것이 유효하며, Ti, Nb, V, W의 첨가가 유효하다. 또한, Ti, Nb, V, W는 고용 원소로서 결정립의 미세화에 기여하는 효과도 있다.
Ti, Nb, V, W의 첨가에 의해 석출 강화의 효과를 얻기 위해서는, Ti는 0.001％ 이상, Nb는 0.001％ 이상, V는 0.001％ 이상, W는 0.001％ 이상의 첨가가 필요하다. 석출 강화가 특히 필요한 경우에는, Ti를 0.01％ 이상, Nb를 0.005％ 이상, V를 0.01％ 이상, W를 0.01％ 이상 첨가하는 것이 보다 바람직하다. 또한, Ti, Nb는 석출 강화 이외에 탄소, 질소의 고정, 조직 제어, 미립 강화 등의 기구를 통하여 재질을 개선하는 효과를 갖는다. 또한, V는 석출 강화에 유효하며, Mo나 Cr보다도 첨가에 의한 강화에 기인한 국부 변형능의 열화값이 작고, 고강도이며 보다 좋은 구멍 확장성이나 굽힘성이 필요한 경우에는 효과적인 첨가 원소이다. 단, 과도하게 첨가하여도 강도 상승은 포화해 버리는 것, 더불어 열연 후의 재결정을 억제함으로써 결정 방위 제어를 곤란하게 하기 때문에, Ti 및 Nb에서 0.20％ 이하, V 및 W에서 1.0％ 이하로 할 필요가 있다. 단, 특히 신장이 필요한 경우에는 V를 0.50％ 이하, W를 0.50％ 이하로 하는 것이 보다 바람직하다.
조직의 켄칭성을 상승시키고, 제2 상 제어를 행함으로써 강도를 확보하는 경우, B, Mo, Cr, Cu, Ni, Co, Sn, Zr, As 중 1종 또는 2종 이상의 첨가가 유효하다. 또한, B는 상기 이외에 탄소, 질소의 고정, 석출 강화, 미립 강화 등의 기구를 통하여 재질을 개선하는 효과를 갖는다. 또한, Mo, Cr은 기계적 강도를 높이는 효과 외에 재질을 개선하는 효과가 있다.
이들 효과를 얻기 위해서는 B는 0.0001％ 이상, Mo, Cr, Ni, Cu는 0.001％ 이상, Co, Sn, Zr, As는 0.0001％ 이상을 첨가할 필요가 있다. 그러나, 과도한 첨가는 반대로 가공성을 열화시키므로, B의 상한을 0.0050％, Mo의 상한을 1.0％, Cr, Ni, Cu의 상한을 2.0％, Co의 상한을 1.0％, Sn, Zr의 상한을 0.2％, As의 상한을 0.50％로 한다. 특히 가공성이 강하게 요구되는 경우에는, B의 상한을 0.005％, Mo의 상한을 0.50％로 하는 것이 바람직하다. 또한, 비용의 관점에서, 상기의 첨가 원소 중 B, Mo, Cr, As를 선택하는 것이 보다 바람직하다.
Mg, REM, Ca는 개재물을 무해화하고, 국부 변형능을 더 향상시키기 위하여 중요한 첨가 원소이다. 이 효과를 얻기 위한 첨가량의 하한을 각각 0.0001％로 하지만, 개재물의 형태 제어가 필요한 경우에는 각각 0.0005％ 이상 첨가하는 것이 바람직하다. 한편, 과잉 첨가는 청정도의 악화로 연결되므로 Mg에서 0.010％, REM에서 0.1％, Ca에서 0.010％를 상한으로 하였다.
본 발명의 열연 강판 및 냉연 강판에 표면 처리를 실시하여도 국부 변형능 개선 효과를 상실하는 것이 아니며, 전기 도금, 용해 도금, 증착 도금, 유기 피막 형성, 필름 라미네이트, 유기 염류/무기 염류 처리 및 논크롬 처리 등의 어느 것을 실시하여도 본 발명의 효과가 얻어진다.
또한, 본 발명의 아연 도금 강판은, 본 발명의 냉연 강판의 표면에 아연 도금 처리에 의한 아연 도금층을 갖는 것인데, 아연 도금은 용융 아연 도금과 전기 아연 도금의 어느 것이라도 효과가 얻어진다. 또한, 아연 도금 후 합금화 처리를 하여 자동차 용도로 대표되는 합금화 아연 도금 강판으로 하여도 된다.
더불어, 본 발명의 고강도 아연 도금 강판에 더 표면 처리하여도 본 발명의 효과를 상실하는 것이 아니며, 유기 피막 형성, 필름 라미네이트, 유기 염류/무기 염류 처리, 논크롬 처리 등의 어느 것이라도 본 발명의 효과가 얻어진다.
2. 제조 방법에 대하여
다음에 본 실시 형태에 관한 열연 강판의 제조 방법에 대하여 설명한다.
우수한 국부 변형능을 실현하기 위해서는, 소정의 X선 랜덤 강도비를 갖는 집합 조직을 형성시키는 것, 각 방향의 r값의 조건을 만족하는 것, 및 입자 형상을 제어하는 것이 중요하다. 이것들을 만족하기 위한 제조 조건의 상세를 이하에 기재한다.
열간 압연에 선행하는 제조 방법은 특별히 한정되는 것은 아니다. 즉, 고로나 전로 등에 의한 용제에 이어서 각종 2차 제련을 행하고, 이어서 통상의 연속 주조, 잉곳법에 의한 주조 또는 박 슬래브 주조 등의 방법으로 주조하면 된다. 연속 주조의 경우에는 한번 저온까지 냉각한 후, 다시 가열하고 나서 열간 압연하여도 되고, 주조 슬래브를 저온까지 냉각하지 않고, 주조 후에 그대로 열연하여도 된다. 원료에는 스크랩을 사용하여도 상관없다.
본 실시 형태에 관한 열연 강판은, 이하의 요건을 만족하는 경우에 얻어진다.
rC가 0.70 이상이면서 r30이 1.10 이하라고 하는 전술한 소정의 값을 만족하기 위해서는, 조압연 후, 즉 마무리 압연 전의 오스테나이트 입경이 중요하다. 도 19, 도 20에 나타낸 바와 같이 마무리 압연 전의 오스테나이트 입경이 200㎛ 이하이면 된다.
200㎛ 이하의 마무리 압연 전의 오스테나이트 입경을 얻기 위해서는, 도 21에 나타낸 바와 같이 조압연을 1000℃ 이상 1200℃ 이하의 온도 영역에서의 압연으로 행하면서, 이 온도 영역에서 적어도 20％ 이상의 압하율로 1회 이상 압하하면 된다. 단, 보다 균질성을 높이고, 신장, 국부 변형능을 높이기 위해서는, 1000℃ 이상 1200℃ 이하의 온도 영역에서 적어도 40％ 이상의 압하율로 1회 이상 압연하는 것이 바람직하다.
오스테나이트 입경은 100㎛ 이하로 하는 것이 더욱 바람직하며, 그를 위해서는 20％ 이상의 압하율로 2회 이상 압하를 행하는 것이 바람직하다. 바람직하게는 40％ 이상의 압하율로 2회 이상이다. 압하율 및 그 압하의 횟수는 클수록 미립을 얻을 수 있지만, 70％를 초과하는 압하나 10회를 초과하는 조압연은 온도의 저하나 스케일의 과잉 생성의 우려가 있다. 이와 같이 마무리 압연 전의 오스테나이트 입경을 작게 하는 것이, 나중에 마무리 압연에서의 오스테나이트의 재결정 촉진을 통하여, 특히 rL이나 r30의 제어를 통한 국부 변형능의 개선에 유효하다.
오스테나이트 입경의 미세화가 국부 변형능에 영향을 미치는 이유로서는, 마무리 압연 중의 재결정핵의 하나로서, 조압연 후, 즉 마무리 압연 전의 오스테나이트 입계가 기능하기 때문이라고 추측된다.
조압연 후의 오스테나이트 입경을 확인하기 위해서는, 마무리 압연에 들어가기 전의 판 조각을 가능한 한 급냉하는 것이 바람직하며, 10℃/s 이상의 냉각 속도로 판 조각을 냉각하고, 판 조각 단면의 조직을 에칭하여 오스테나이트 입계를 들뜨게 하여 광학 현미경으로 측정한다. 이때, 50배 이상의 배율로 20시야 이상을 화상 해석이나 포인트 카운트법으로 측정한다.
또한, 강판의 표면으로부터 5/8 내지 3/8의 판 두께 범위인 판 두께 중앙부에서의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 평균값, {332}<113>의 결정 방위의 X선 랜덤 강도비를 전술한 값의 범위로 하기 위해서는, 조압연 후의 마무리 압연에서 강판 성분에 의해 결정되는 상기 식 1에 기재된 T1 온도를 기준으로, T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서, 바람직하게는 T1+50℃ 이상 T1+100℃ 이하의 온도 영역에서 큰 압하율에 의한 가공을 행하고, T1℃ 이상 T1+30℃ 미만에서 작은 압하율에 의한 가공을 행한다. 상기에 따르면, 최종 열연 제품의 국부 변형능과 형상을 확보할 수 있다. 도 22 내지 도 25에 각 온도 영역에서의 압하율과, 각 방위의 X선 랜덤 강도비의 관계를 나타낸다.
즉, 도 22와 도 24에 나타낸 바와 같이 T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 대압하와, 도 23, 도 25에 나타낸 바와 같은 그 후의 T1℃ 이상 T1+30℃ 미만에서의 경압하가, 강판의 표면으로부터 5/8 내지 3/8의 판 두께 범위인 판 두께 중앙부에서의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 평균값 및 {332}<113>의 결정 방위의 X선 랜덤 강도비를 제어하여 최종 열연 제품의 국부 변형능을 비약적으로 개선한다.
이 T1 온도 자체는 경험적으로 구한 것이며, T1 온도를 기준으로 하여, 각 강의 오스테나이트 영역에서의 재결정이 촉진되는 것을 발명자들은 실험에 의해 발견하였다.
더 양호한 국부 변형능을 얻기 위해서는, 대압하에 의해 변형을 축적하거나 압하마다 반복하여 재결정시키는 것이 중요하다. 변형 축적을 위해서는 압하율의 합계가 50％ 이상, 바람직하게는 70％ 이상이며, 또한 패스간의 강판의 온도 상승을 18℃ 이하로 하는 것이 바람직하다. 한편으로, 압하율의 합계가 90％를 초과하는 것은 온도 확보나 과대한 압연 부하의 관점에서 바람직하지 않다. 또한, 열연판의 균질성을 높이고, 신장, 국부 연성을 극한까지 높이기 위해서는 T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 압연 중 적어도 1 패스는 30％ 이상, 바람직하게는 40％ 이상의 압하율로 압하를 행한다. 한편으로, 1 패스에서 70％를 초과하면 형상에 지장을 초래할 우려가 있다. 보다 높은 가공성이 요구되는 경우에는, 최종 2 패스를 30％ 이상으로 하는 것이 보다 바람직하다.
또한, 축적된 변형의 개방에 의한 균일한 재결정을 촉진하기 위하여, T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하에서의 대압하 후, T1℃ 이상 T1+30℃ 미만의 온도 영역에서의 가공량을 가능한 한 적게 억제하는 것이 필요하며, T1℃ 이상 T1+30℃ 미만에서의 압하율의 합계를 30％ 미만으로 한다. 판 형상의 관점에서는 10％ 이상의 압하율이 바람직하지만, 보다 국부 변형능을 중시하는 경우에는 압하율은 0％가 바람직하다. T1℃ 이상 T1+30℃ 미만에서의 압하율이 소정의 범위를 초과하면, 재결정된 오스테나이트 입자가 신전되어 버리고, 정류 시간이 짧으면 재결정이 충분히 진행되지 않고 국부 변형능을 열화시킨다. 즉, 본 실시 형태에 관한 제조 조건에 있어서는, 구멍 확장성이나 굽힘성과 같은 국부 변형능을 개선하기 위하여, 마무리 압연에 있어서 오스테나이트를 균일하면서 미세하게 재결정시킴으로써, 열연 제품의 집합 조직을 제어하는 것이 중요하다.
전술한 규정된 온도 영역보다도 저온에서 압연이 행해지거나, 규정된 압하율보다도 큰 압하율을 취해 버리면, 오스테나이트의 집합 조직이 발달하여, 최종적으로 얻어지는 열연 강판에 있어서 적어도 강판의 표면으로부터 5/8 내지 3/8의 판 두께 범위인 판 두께 중앙부에서의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 평균값이 6.0 이하이면서 {332}<113>의 결정 방위의 X선 랜덤 강도비가 5.0 이하라고 하는 각 결정 방위에서의 X선 랜덤 강도비가 얻어지지 않는다.
한편, 규정된 온도 영역보다도 고온에서 압연이 행해지거나, 규정된 압하율보다도 작은 압하율을 채용해 버리면, 조대 입자화나 혼립의 원인이 되며, 입경 20㎛를 초과하는 결정립의 면적률이 증대된다. 상술한 규정된 압연이 행해지고 있는지의 여부는, 압하율은 압연 하중이나 판 두께 측정 등으로부터 실적 또는 계산에 의해 구할 수 있다. 또한, 온도에 대해서도 스탠드간 온도계가 있으면 실측 가능하거나, 또는 라인 스피드나 압하율 등으로부터 가공 발열 등을 고려한 계산 시뮬레이션이 가능하기 때문에, 어느 하나 혹은 그 양쪽에 의해 얻을 수 있다.
이상과 같이 행해지는 열간 압연은 Ar3 이상의 온도에서 종료된다. 열간 압연의 종료 온도가 Ar3 미만이 되면, 오스테나이트 영역과 페라이트 영역의 2상 영역 압연을 포함하기 때문에 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군에의 집적이 강해져, 결과적으로 국부 변형능이 현저하게 열화된다.
rL 및 r60이 각각 rL이 0.70 이상, r60이 1.10 이하이면, 더 양호한 판 두께/최소 굽힘 반경≥2.0을 만족한다. 그를 위해서는 T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 30％ 이상의 압하율인 패스를 대압하 패스로 한 경우, 상기 대압하 패스 중 최종 패스가 완료된 후부터 냉각을 개시할 때까지의 대기 시간 t(초)가 상기 식 2를 만족하고, 각 패스간의 강판의 온도 상승이 18℃ 이하인 것이 바람직하다.
도 26, 도 27에 T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하에서의 압하 시의 패스간의 강판의 온도 상승량, 상기 대기 시간 t와 rL 및 r60의 관계를 나타낸다. T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하에서의 각 패스간의 강판의 온도 상승이 18℃ 이하이고, t가 상기 식 2를 만족하는 경우에, rL이 0.70 이상, r60이 1.10 이하인 균일한 재결정 오스테나이트를 얻을 수 있다.
상기 대기 시간 t가 t1×2.5를 초과하면 조대 입자화가 진행되고 신장이 현저하게 저하된다. 또한, t1보다도 짧으면 이방성이 높아지고 등축 입자분율이 저감된다.
T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하에서의 강판의 온도 상승이 지나치게 낮아 T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 범위에서 소정의 압하율이 얻어지지 않았던 경우에는 재결정이 억제되어 버린다. 또한, 상기 대기 시간 t(초)가 상기 식 2를 만족하지 않는 경우에는, 장시간측에서는 조대 입자가 되고, 단시간측에서는 재결정화는 진행되지 않아 충분한 국부 변형능을 얻을 수 없다.
압연 후의 냉각 패턴에 대해서는 특별히 규정하지 않는다. 각각의 목적에 맞는 조직 제어를 행하기 위한 냉각 패턴을 채용하여도 본 발명의 효과는 얻어진다.
열간 압연에 있어서는 조압연 후에 시트 바를 접합하고, 연속적으로 마무리 압연을 행하여도 된다. 그 때, 조(rough) 바를 일단 코일 형상으로 감고, 필요에 따라 보온 기능을 갖는 커버에 저장하고, 다시 되감고 나서 접합을 행하여도 된다.
또한, 열간 압연 후에는 권취를 행하여도 된다.
열연 강판에는 필요에 따라 스킨 패스 압연을 실시하여도 된다. 스킨 패스 압연에는 가공 성형 시에 발생하는 스트레처 스트레인의 방지나 형상 교정의 효과가 있다.
본 실시 형태에 있어서 얻어지는 열연 강판의 조직은 페라이트를 주체로 하지만, 페라이트 이외의 금속 조직으로서 펄라이트, 베이나이트, 마르텐사이트, 오스테나이트 및 탄질화물 등의 화합물을 함유하여도 상관없다. 마르텐사이트나 베이나이트의 결정 구조는 페라이트의 그것과 동등 혹은 유사하므로, 페라이트 대신에 이들 조직이 주체이어도 지장없다.
또한, 본 발명에 관한 강판은 굽힘 가공뿐만 아니라 굽힘, 벌징, 교축 등 및 굽힘 가공을 주체로 하는 복합 성형에도 적용할 수 있다.
다음에 본 실시 형태에 관한 냉연 강판의 제조 방법에 대하여 설명한다. 우수한 국부 변형능을 실현하기 위해서는, 냉간 압연 종료 후의 강판에 있어서, 소정의 X선 랜덤 강도비를 갖는 집합 조직을 형성시키는 것, 각 방향의 r값의 조건을 만족하는 것 및 입자 형상을 제어하는 것이 중요하다. 이것들을 만족하기 위한 제조 조건의 상세를 이하에 기재한다.
열간 압연에 선행하는 제조 방법은 특별히 한정되는 것은 아니다. 즉, 고로나 전로 등에 의한 용제에 이어서 각종 2차 제련을 행하고, 이어서 통상의 연속 주조, 잉곳법에 의한 주조 또는 박 슬래브 주조 등의 방법으로 주조하면 된다. 연속 주조의 경우에는 한번 저온까지 냉각한 후, 다시 가열하고 나서 열간 압연하여도 되며, 주조 슬래브를 저온까지 냉각하지 않고 주조 후에 그대로 열연하여도 된다. 원료에는 스크랩을 사용하여도 상관없다.
본 실시 형태에 관한 국부 변형능이 우수한 냉연 강판은, 이하의 요건을 만족하는 경우에 얻어진다.
rC 및 r30이 전술한 소정의 값을 만족하기 위해서는 조압연 후, 즉 마무리 압연 전의 오스테나이트 입경이 중요하다. 도 28, 도 29에 나타낸 바와 같이, 마무리 압연 전의 오스테나이트 입경이 작은 것이 바람직하며, 200㎛ 이하이면 전술한 값을 만족한다.
200㎛ 이하의 마무리 압연 전의 오스테나이트 입경을 얻기 위해서는, 도 21에 나타낸 바와 같이 조압연을 1000℃ 이상 1200℃ 이하의 온도 영역에서 행하면서 적어도 20％ 이상의 압하율로 1회 이상 압하하면 된다. 압하율 및 그 압하의 횟수는 클수록 미립을 얻을 수 있다.
오스테나이트 입경은 100㎛ 이하로 하는 것이 더욱 바람직하며, 그를 위해서는 20％ 이상의 압하율로 2회 이상 압하를 행하는 것이 바람직하다. 바람직하게는 40％ 이상의 압하율로 2회 이상이다. 압하율 및 그 압하의 횟수는 클수록 미립을 얻을 수 있지만, 70％를 초과하는 압하나 10회를 초과하는 조압연은 온도의 저하나 스케일의 과잉 생성의 우려가 있다. 이와 같이 마무리 압연 전의 오스테나이트 입경을 작게 하는 것이, 나중에 마무리 압연에서의 오스테나이트의 재결정 촉진을 통하여, 특히 rL이나 r30의 제어를 통한 국부 변형능의 개선에 유효하다.
오스테나이트 입경의 미세화가 국부 변형능에 영향을 미치는 이유로서는, 마무리 압연 중의 재결정핵의 하나로서, 조압연 후, 즉 마무리 압연 전의 오스테나이트 입계가 기능하기 때문이라고 추측된다. 조압연 후의 오스테나이트 입경을 확인하기 위해서는, 마무리 압연에 들어가기 전의 판 조각을 가능한 한 급냉하는 것이 바람직하며, 10℃/s 이상의 냉각 속도로 판 조각을 냉각하고, 판 조각 단면의 조직을 에칭하여 오스테나이트 입계를 들뜨게 하여 광학 현미경으로 측정한다. 이때, 50배 이상의 배율로 20시야 이상을 화상 해석이나 포인트 카운트법으로 측정한다.
또한, 강판의 표면으로부터 5/8 내지 3/8의 판 두께 범위인 판 두께 중앙부에서의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 평균값 및 {332}<113>의 결정 방위의 X선 랜덤 강도비를 전술한 값의 범위로 하기 위해서는, 조압연 후의 마무리 압연에서 강판 성분에 의해 결정되는 상기 T1 온도를 기준으로, T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서, 바람직하게는 T1+50℃ 이상 T1+100℃ 이하의 온도 영역에서 큰 압하율에 의한 가공을 행하고, T1℃ 이상 T1+30℃ 미만에서 작은 압하율에 의한 가공을 행한다. 상기에 따르면, 최종 냉연 제품의 국부 변형능을 확보할 수 있다. 도 30 내지 도 31에 T1+30℃ 이상 200℃ 이하의 온도 영역에서의 압하율과, 각 방위의 X선 랜덤 강도비의 관계를 나타낸다.
즉, 도 30과 도 31에 나타낸 바와 같이 T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 대압하를 행하고, 그 후의 T1℃ 이상 T1+30℃ 미만에서의 경압하를 행함으로써, 나중에 나오는 표 7 및 표 8에 보여지는 바와 같이, 강판의 표면으로부터 5/8 내지 3/8의 판 두께 범위인 판 두께 중앙부에서의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 평균값 및 {332}<113>의 결정 방위의 X선 랜덤 강도비를 제어하여 최종 열연 제품의 국부 변형능을 비약적으로 개선한다. T1 온도 자체는 경험적으로 구한 것이며, T1 온도를 기준으로 하여, 각 강의 오스테나이트 영역에서의 재결정이 촉진되는 것을 발명자들은 실험에 의해 발견하였다.
더 양호한 국부 변형능을 얻기 위해서는, 대압하에 의한 변형을 축적하는 것이 중요하며, 압하율의 합계가 50％ 이상, 보다 바람직하게는 60％ 이상, 더욱 바람직하게는 70％ 이상이다. 한편으로 압하율의 합계가 90％를 초과하는 것은 온도 확보나 과대한 압연 부하의 관점에서 바람직하지 않다. 또한, 열연판의 균질성을 높이고, 신장, 국부 연성을 극한까지 높이기 위해서는 T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 압연 중 적어도 1 패스는 30％ 이상, 바람직하게는 40％ 이상의 압하율로 압연을 행한다. 한편으로, 1 패스에서 70％를 초과하면 형상에 지장을 초래할 우려가 있다. 보다 높은 가공성이 요구되는 경우에는, 최종 2 패스를 30％ 이상으로 하는 것이 보다 바람직하다.
또한, 축적된 변형의 개방에 의한 균일한 재결정을 촉진하기 위하여, T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하에서의 대압하 후, T1℃ 이상 T1+30℃ 미만의 온도 영역에서의 가공량을 가능한 한 적게 억제하는 것이 필요하며, T1℃ 이상 T1+30℃ 미만에서의 압하율의 합계를 30％ 미만으로 한다. 판 형상의 관점에서는 10％ 이상의 압하율이 바람직하지만, 보다 국부 변형능을 중시하는 경우에는 압하율은 0％가 바람직하다. T1℃ 이상 T1+30℃ 미만에서의 압하율이 소정의 범위를 초과하면, 재결정된 오스테나이트 입자가 신전되어 버리고, 정류 시간이 짧으면 재결정이 충분히 진행되지 않고 국부 변형능을 열화시킨다. 즉, 본 실시 형태에 관한 제조 조건에 있어서는, 마무리 압연에 있어서 오스테나이트를 균일하면서 미세하게 재결정시킴으로써 열연 제품의 집합 조직을 제어하여 구멍 확장성이나 굽힘성과 같은 국부 변형능을 개선할 수 있다.
전술한 규정된 온도 영역보다도 저온에서 압연이 행해지거나, 규정된 압하율보다도 큰 압하율을 취해 버리면, 오스테나이트의 집합 조직이 발달하여, 최종적으로 얻어지는 냉연 강판에 있어서 적어도 강판의 표면으로부터 5/8 내지 3/8의 판 두께 범위인 판 두께 중앙부에서의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 평균값이 4.0 미만이면서 {332}<113>의 결정 방위의 X선 랜덤 강도비가 5.0 이하라고 하는 각 결정 방위에서의 X선 랜덤 강도비가 얻어지지 않는다.
한편, 전술한 규정된 온도 영역보다도 고온에서 압연이 행해지거나, 규정된 압하율보다도 작은 압하율을 채용해 버리거나 하면, 조대 입자화나 혼립의 원인이 되고, 입경 20㎛를 초과하는 결정립의 면적률이 증대된다. 상술한 규정된 압연이 행해지고 있는지의 여부는, 압하율은 압연 하중, 판 두께 측정 등으로부터 실적 또는 계산에 의해 구할 수 있다. 또한, 온도에 대해서도 스탠드간 온도계가 있으면 실측 가능하거나, 또는 라인 스피드나 압하율 등으로부터 가공 발열 등을 고려한 계산 시뮬레이션이 가능하기 때문에, 어느 하나 혹은 그 양쪽에 의해 얻을 수 있다.
이상과 같이 행해지는 열간 압연은 Ar3 이상의 온도에서 종료된다. 열간 압연을 Ar3 미만에서 종료하면, 오스테나이트 영역과 페라이트 영역의 2상 영역 압연을 포함하기 때문에 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군에의 집적이 강해져, 결과적으로 국부 변형능이 현저하게 열화된다.
rL 및 r60이 각각 rL이 0.70 이상이면서 r60이 1.10 이하이면, 더 양호한 판 두께/최소 굽힘 반경≥2.0을 만족한다. 그를 위해서는 T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하에서의 압하 시의 각 패스간의 강판의 온도 상승을 18℃ 이하로 억제하는 것이 바람직하며, 스탠드간 냉각 등의 채용이 바람직하다.
또한, T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 범위에서의 압연의 마지막 압연 스탠드에서 압하한 후의 냉각은 오스테나이트의 입경에 큰 영향을 주어, 이것이 냉연 어닐링 후의 조직의 등축 입자분율, 조대 입자분율에 강하게 영향을 준다. 따라서, T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 30％ 이상의 압하율인 패스를 대압하 패스로 한 경우, 상기 대압하 패스 중 최종 패스가 완료된 후부터 냉각을 개시할 때까지의 대기 시간 t가 상기 식 4를 만족할 필요가 있다. 이로부터 장시간측에서는 조대 입자화가 진행되고 신장이 현저하게 저하된다. 이로부터 단시간측에서는 재결정이 충분히 얻어지지 않고 이방성이 높아진다. 그로 인해, 판 두께/최소 굽힘 반경≥2.0을 만족할 수 없다.
또한, 열간 압연 후의 냉각 패턴에 대해서는 특별히 규정은 하지 않으며, 각각의 목적에 맞는 조직 제어를 행하기 위한 냉각 패턴을 채용하여도 본 발명의 효과는 얻어진다.
열간 압연에 있어서는 조압연 후에 시트 바를 접합하고, 연속적으로 마무리 압연을 행하여도 된다. 그 때, 조 바를 일단 코일 형상으로 감고, 필요에 따라 보온 기능을 갖는 커버에 저장하고, 다시 되감고 나서 접합을 행하여도 된다.
상기 열간 압연이 종료된 강판에 대하여 냉간에서 압하율 20％ 이상 90％ 이하의 압연을 행한다. 20％ 미만에서는 그 후의 어닐링 공정에서 재결정을 일으키는 것이 곤란해지고, 등축 입자분율이 저하하는 데다가, 어닐링 후의 결정립이 조대화되어 버린다. 90％ 초과의 압하율에서는 어닐링 시의 집합 조직이 발달하기 때문에 이방성이 강해져 버린다. 이로 인해, 냉간에서의 압하율을 20％ 이상 90％ 이하로 한다.
냉간 압연된 강판은, 그 후 720℃ 이상 900℃ 이하의 온도 영역에 1 내지 300초간 유지된다. 이보다 저온 혹은 단시간으로는 페라이트로부터의 역변태가 충분히 진행되지 않고, 그 후의 냉각 공정에서 제2 상을 얻을 수 없기 때문에 충분한 강도가 얻어지지 않는다. 한편, 900℃를 초과하거나 300초 이상 유지가 계속되면, 결정립이 조대화되어 버리기 때문에 입경 20㎛ 이하의 결정립의 면적률이 증대된다. 그 후, 650℃로부터 500℃의 사이의 냉각 속도가 10℃/s 이상 200℃/s 이하인 냉각 속도로 500℃ 이하의 온도까지 냉각한다. 10℃/s 미만의 냉각 속도 혹은 500℃ 초과의 냉각 종점 온도로 하면 펄라이트가 생성되어 버리기 때문에 국부 변형능이 저하된다. 한편, 200℃/s 초과의 냉각 속도로 하여도 펄라이트 억제 효과는 포화되고, 반대로 냉각 종점 온도의 제어성이 현저하게 열화되기 때문에 200℃/s 이하로 한다.
본 실시 형태에 있어서 얻어지는 냉연 강판의 조직은 페라이트를 함유하지만, 페라이트 이외의 금속 조직으로서 펄라이트, 베이나이트, 마르텐사이트, 오스테나이트 및 탄질화물 등의 화합물을 함유하여도 상관없다. 단, 펄라이트는 국부 연성을 열화시키기 때문에 5％ 이하인 것이 바람직하다. 마르텐사이트나 베이나이트의 결정 구조는 페라이트의 그것과 동등하거나 혹은 유사하므로, 페라이트, 베이나이트 혹은 마르텐사이트 중 어느 하나가 주체가 되는 조직이어도 지장없다.
또한, 본 발명에 관한 냉연 강판은 굽힘 가공뿐만 아니라 굽힘, 벌징, 교축 등 및 굽힘 가공을 주체로 하는 복합 성형에도 적용할 수 있다.
다음에 본 실시 형태에 관한 아연 도금 강판의 제조 방법에 대하여 설명한다.
우수한 국부 변형능을 실현하기 위해서는, 아연 도금 처리를 행한 후의 강판에 있어서, X선 랜덤 강도비를 갖는 집합 조직을 형성시키는 것 및 각 방향의 r값의 조건을 만족하는 것이 중요하다. 이것들을 만족하기 위한 제조 조건의 상세를 이하에 기재한다.
열간 압연에 선행하는 제조 방법은 특별히 한정되는 것은 아니다. 즉, 고로나 전로 등에 의한 용제에 이어서 각종 2차 제련을 행하고, 이어서 통상의 연속 주조, 잉곳법에 의한 주조 또는 박 슬래브 주조 등의 방법으로 주조하면 된다. 연속 주조의 경우에는 한번 저온까지 냉각한 후, 다시 가열하고 나서 열간 압연하여도 되며, 주조 슬래브를 저온까지 냉각하지 않고 주조 후에 그대로 열연하여도 된다. 원료에는 스크랩을 사용하여도 상관없다.
본 실시 형태에 관한 국부 변형능이 우수한 아연 도금 강판은, 이하의 요건을 만족하는 경우에 얻어진다.
우선, rC 및 r30이 전술한 소정의 값을 만족하기 위해서는 조압연 후, 즉 마무리 압연 전의 오스테나이트 입경이 중요하다. 도 32, 도 33에 나타낸 바와 같이 마무리 압연 전의 오스테나이트 입경이 작은 것이 바람직하며, 200㎛ 이하이면 전술한 값을 만족한다.
200㎛ 이하의 마무리 압연 전의 오스테나이트 입경을 얻기 위해서는, 도 21과 같이 조압연을 1000℃ 이상 1200℃ 이하의 온도 영역에서 행하면서 적어도 20％ 이상의 압하율로 1회 이상 압하하면 된다. 단, 보다 균질성을 높이고, 신장, 국부 변형능을 높이기 위해서는, 1000℃ 이상 1200℃ 이하의 온도 영역에서의 조압연율로 적어도 40％ 이상의 압하율로 1회 이상 압하하는 것이 바람직하다.
보다 바람직한 100㎛ 이하의 오스테나이트 입자를 얻기 위해서는, 한번 더 1회 이상, 합계 2회 이상의 20％ 이상의 압하율의 압하를 가한다. 바람직하게는 40％ 이상으로 2회 이상이다. 압하율 및 그 압하의 횟수는 클수록 미립을 얻을 수 있지만, 70％를 초과하는 압하나 10회를 초과하는 조압연은 온도의 저하나 스케일의 과잉 생성의 우려가 있다. 이와 같이 마무리 압연 전의 오스테나이트 입경을 작게 하는 것이, 장래의 마무리 압연에서의 오스테나이트의 재결정 촉진을 통하여, 특히 rL 및 r30의 제어를 통한 국부 변형능의 개선에 유효하다.
오스테나이트 입경의 미세화가 국부 변형능에 영향을 미치는 이유로서는, 마무리 압연 중의 재결정핵의 하나로서, 조압연 후, 즉 마무리 압연 전의 오스테나이트 입계가 기능하기 때문이라고 추측된다.
조압연 후의 오스테나이트 입경을 확인하기 위해서는, 마무리 압연에 들어가기 전의 판 조각을 가능한 한 급냉하는 것이 바람직하며, 10℃/s 이상의 냉각 속도로 판 조각을 냉각하고, 판 조각 단면의 조직을 에칭하여 오스테나이트 입계를 들뜨게 하여 광학 현미경으로 측정한다. 이때, 50배 이상의 배율로 20시야 이상을 화상 해석이나 포인트 카운트법으로 측정한다. 또한, 국부 변형능을 높이기 위해서는 100㎛ 이하가 바람직하다.
또한, 강판의 표면으로부터 5/8 내지 3/8의 판 두께 범위인 판 두께 중앙부에서의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 평균값 및 {332}<113>의 결정 방위의 X선 랜덤 강도비를 전술한 값의 범위로 하기 위해서는, 조압연 후의 마무리 압연에서 상기 식 1로 규정되는 강판 성분에 의해 결정되는 상기 T1 온도를 기준으로, T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서, 바람직하게는 T1+50℃ 이상 T1+100℃ 이하의 온도 영역에서 큰 압하율에 의한 압하를 행하고, T1이상 T1+30℃ 미만에서 작은 압하율에 의한 압하를 행한다. 상기에 따르면, 최종 열연 제품의 국부 변형능과 형상을 확보할 수 있다.
도 34 내지 도 37에 각 온도 영역에서의 압하율과 각 방위의 X선 랜덤 강도비의 관계를 나타낸다.
즉, 도 34와 도 36에 나타낸 바와 같은 T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 합계 압하율로 50％ 이상의 대압하와, 도 35와 도 37에 나타낸 바와 같은 그 후의 T1 이상 T1+30℃ 미만에서의 합계 압하율로 30％ 미만의 경압하가, 강판의 표면으로부터 5/8 내지 3/8의 판 두께 범위인 판 두께 중앙부에서의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 평균값 및 {332}<113>의 결정 방위의 X선 랜덤 강도비를 제어하여 최종 열연 제품의 국부 변형능을 비약적으로 개선한다. T1 온도 자체는 경험적으로 구한 것이며, T1 온도를 기준으로 하여, 각 강의 오스테나이트 영역에서의 재결정이 촉진되는 것을 발명자들은 실험에 의해 지견하였다.
더 양호한 국부 변형능을 얻기 위해서는, 대압하에 의한 변형을 축적하거나 압하마다 반복하여 재결정시키는 것이 중요하다. 변형 축적을 위해서는 합계 압하율로 50％ 이상, 바람직하게는 60％ 이상, 보다 바람직하게는 70％ 이상의 압하율이 필요하며, 패스간의 강판의 온도 상승이 18℃ 이하인 것이 바람직하다. 한편으로 90％를 초과하는 압하율을 취하는 것은 온도 확보나 과대한 압연 부가의 관점에서 바람직하지 않다. 또한, 열연판의 균질성을 높이고, 신장, 국부 연성을 극한까지 높이기 위해서는 T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 압연 중 적어도 1 패스는 30％ 이상, 바람직하게는 40％ 이상의 압하율로 압연을 행하는 것이 바람직하다. 한편으로, 1 패스에서 70％를 초과하면 형상에 지장을 초래할 우려가 있다. 보다 높은 가공성이 요구되는 경우에는, 최종 2 패스를 30％ 이상으로 하는 것이 보다 바람직하다.
또한, 축적된 변형의 개방에 의한 균일한 재결정을 촉진하기 위하여, T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하에서의 대압하 후, T1℃ 이상 T1+30℃ 미만의 온도 영역에서의 가공량을 가능한 한 적게 억제하는 것이 필요하며, T1℃ 이상 T1+30℃ 미만에서의 합계 압하율을 30％ 미만으로 한다. 판 형상으로부터는 10％ 이상의 압하율이 바람직하지만, 보다 국부 변형능을 중시하는 경우에는 압하율은 0％가 바람직하다. 또한, T1℃ 이상 T1+30℃ 미만에서의 압하율이 소정의 범위를 초과하면, 재결정된 오스테나이트 입자가 신전되어 버리고, 정류 시간이 짧으면 재결정이 충분히 진행되지 않아 국부 변형능을 열화시킨다. 즉, 본 실시 형태에 관한 제조 조건에 있어서는, 마무리 압연에 있어서 오스테나이트를 균일하면서 미세하게 재결정시킴으로써 열연 제품의 집합 조직을 제어하여 구멍 확장성이나 굽힘성과 같은 국부 변형능을 개선할 수 있다.
전술한 규정된 온도 영역보다도 저온에서 압연이 행해지거나, 규정된 압하율보다도 큰 압하율을 취해 버리거나 하면, 오스테나이트의 집합 조직이 발달하여, 최종적으로 얻어지는 아연 도금 강판에 있어서 적어도 강판의 표면으로부터 5/8 내지 3/8의 판 두께 범위인 판 두께 중앙부에서의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 평균값이 4.0 미만이면서 {332}<113>의 결정 방위의 X선 랜덤 강도비가 5.0 이하라고 하는 각 결정 방위의 X선 랜덤 강도비가 얻어지지 않는다. 한편, 전술한 규정된 온도 영역보다도 고온에서 압연이 행해지거나, 규정된 압하율보다도 작은 압하율을 취해 버리거나 하면, 조대 입자화나 혼립의 원인이 되며, 결과적으로 국부 변형능이 현저하게 저하된다. 상술한 규정된 압연이 행해지고 있는지의 여부는, 압하율은 압연 하중, 판 두께 측정 등으로부터 실적 또는 계산에 의해 구할 수 있다. 또한, 온도에 대해서도 스탠드간 온도계가 있으면 실측 가능하거나, 또는 라인 스피드나 압하율 등으로부터 가공 발열 등을 고려한 계산 시뮬레이션이 가능하여, 그 중 어느 하나 혹은 그 양쪽에 의해 얻을 수 있다.
이상과 같이 행해지는 열간 압연은 Ar3 이상의 온도에서 종료된다. 열간 압연을 Ar3 미만에서 종료하면, 오스테나이트 영역과 페라이트 영역의 2상 영역 압연을 포함하기 때문에 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군에의 집적이 강해져, 결과적으로 국부 변형능이 현저하게 열화된다.
또한, rL 및 r60을 각각 rL이 0.70 이상이면서 r60이 1.10 이하로 하면, 더 양호한 판 두께/최소 굽힘 반경≥2.0을 만족한다. 그를 위해서는 T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 30％ 이상의 압하율인 패스를 대압하 패스로 한 경우, 상기 대압하 패스 중 최종 패스가 완료된 후부터 냉각을 개시할 때까지의 대기 시간 t(초)가 상기 식 6에 규정하는 조건을 만족하는 것이 중요하다.
도 38, 도 39에 T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하에서의 압하 시의 강판의 온도 상승 및 상기 대기 시간 t와 rL 및 r60의 관계를 나타낸다.
상기 대기 시간 t가 상기 식 6을 만족하고, 또한 T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하에서의 강판의 온도 상승을 각 패스간에 있어서 18℃ 이하로 억제하는 것이 균일한 재결정 오스테나이트를 얻는 데에 유효하다.
또한, T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하에서의 온도 상승이 지나치게 낮아 T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 범위에서 소정의 압하율이 얻어지지 않았던 경우에는 재결정이 억제되어 버린다. 또한, 상기 대기 시간 t가 상기 식 6을 만족하지 않는 경우에는, 장시간측에서는 조대 입자가 되고, 단시간측에서는 재결정은 진행되지 않아 충분한 국부 변형능을 얻을 수 없다.
열간 압연 후의 냉각 패턴에 대해서는 특별히 규정은 하지 않으며, 각각의 목적에 맞는 조직 제어를 행하기 위한 냉각 패턴을 취하여도 본 발명의 효과는 얻어진다. 그러나, 680℃를 초과하는 권취 온도가 되면, 표면 산화가 진행되거나, 냉연이나 어닐링 후의 굽힘성에 악영향을 미칠 우려가 있기 때문에, 권취 온도를 680℃ 이하 실온 이상으로 하였다.
열간 압연에 있어서는 조압연 후에 시트 바를 접합하고, 연속적으로 마무리 압연을 행하여도 된다. 그 때 조 바를 일단 코일 형상으로 감고, 필요에 따라 보온 기능을 갖는 커버에 저장하고, 다시 되감고 나서 접합을 행하여도 된다. 열연 강판에는 필요에 따라 스킨 패스 압연을 실시하여도 된다. 스킨 패스 압연에는 가공 성형 시에 발생하는 스트레처 스트레인의 방지나 형상 교정의 효과가 있다.
또한, 상기 열간 압연이 종료된 강판을 산 세정한 후, 냉간에서의 압하율이 20％ 이상 90％ 이하가 되도록 냉간 압연한다. 압하율이 20％ 미만이면 충분한 냉연 재결정 조직이 형성되지 않고, 혼립으로 될 우려가 있다. 또한, 90％를 초과하면 균열에 의한 파단의 우려가 있다. 어닐링의 열처리 패턴은 각각의 목적에 맞는 조직 제어를 행하기 위한 열처리 패턴을 취하여도 본 발명의 효과는 얻어진다.
그러나, 충분한 냉연 재결정 등축 조직을 얻으면서 본원 범위의 조건을 만족하기 위해서는, 적어도 650℃ 이상 900℃ 이하의 온도 영역까지 승온하고, 1초 이상 300초 이하의 유지 시간으로 어닐링한 후, 0.1℃/s 이상 100℃/s 이하의 냉각 속도로 720℃ 이하 580℃ 이상의 온도 영역까지 1차 냉각을 실시하는 것이 필요하다. 유지 온도 영역이 650℃ 미만이거나 유지 시간이 1초 미만이면 충분한 회복 재결정 조직이 얻어지지 않는다. 또한, 유지 온도 영역이 900℃ 초과이거나 유지 시간이 300초를 초과하면 산화나 입자의 조대화의 우려가 있다. 또한, 일시 냉각에 대해서는 냉각 속도가 0.1℃/s 미만이거나 온도 영역이 720℃를 초과하면 충분한 양의 변태량이 얻어지지 않을 우려가 있다. 또한, 냉각 속도가 100℃/s 초과이거나 온도 영역이 580℃ 미만인 경우에는 입자의 조대화 등의 우려가 있다.
그 후, 통상법에 따라 아연 도금 처리를 행하여 아연 도금 강판을 얻는다.
본 실시 형태에 있어서 얻어지는 아연 도금 강판의 조직은 페라이트를 주체로 하지만, 페라이트 이외의 금속 조직으로서 펄라이트, 베이나이트, 마르텐사이트, 오스테나이트 및 탄질화물 등의 화합물을 함유하여도 상관없다. 마르텐사이트나 베이나이트의 결정 구조는 페라이트의 그것과 동등 혹은 유사하므로, 페라이트 대신에 이들 조직이 주체이어도 지장없다.
본 발명에 관한 아연 도금 강판은 굽힘 가공뿐만 아니라 굽힘, 벌징, 교축 등 굽힘 가공을 주체로 하는 복합 성형에도 적용할 수 있다.
실시예 1
본 발명의 실시예를 들면서 본 실시 형태에 관한 열연 강판의 기술적 내용에 대하여 설명한다.
실시예로서 표 1에 나타낸 성분 조성을 갖는 AA부터 Bg까지의 강을 사용하여 검토한 결과에 대하여 설명한다.
Figure 112013007122369-pct00001
이들 강은 주조 후, 그대로 혹은 일단 실온까지 냉각된 후에 재가열하여 900℃ 내지 1300℃의 온도 범위로 가열되고, 그 후 표 2 또는 표 3의 조건에서 열간 압연이 실시되어, 최종적으로는 2.3mm 혹은 3.2mm 두께의 열연 강판으로 하였다.
Figure 112014088027093-pct00057
Figure 112013007122369-pct00003
표 1에 각 강의 화학 성분을, 표 2, 3에 각 제조 조건을, 표 4, 5에 조직과 기계적 특성을 나타낸다.
국부 변형능의 지표로서 구멍 확장률 및 90°V자 굽힘에 의한 한계 굽힘 반경을 사용하였다. 굽힘 시험은 C 방향 굽힘과 45°방향 굽힘을 행하여, 그 비율을 사용하여 성형성의 방위 의존성의 지표로 하였다. 인장 시험 및 굽힘 시험은 JIS Z2241 및 Z2248의 V 블록 90°굽힘 시험에, 구멍 확장 시험은 철강 연맹 규격 JFS T1001에 각각 준거하였다. X선 랜덤 강도비는, 전술한 EBSD를 사용하여 압연 방향에 평행한 단면의 5/8 내지 3/8의 영역의 판 두께 중앙부에서 폭 방향이 단부로부터 1/4의 위치에 대하여 0.5㎛ 피치로 측정하였다. 또한, 각 방향의 r값에 대해서는 전술한 방법에 의해 측정하였다.
Figure 112014088027093-pct00058
Figure 112013007122369-pct00005
실시예 2
본 발명의 실시예를 들면서 본 실시 형태에 관한 냉연 강판의 기술적 내용에 대하여 설명한다.
실시예로서 표 6에 나타낸 성분 조성을 갖는 CA부터 CW까지의 본 발명의 청구항에서 규정한 성분을 만족하는 강 및 Ca부터 Cg의 비교강을 사용하여 검토한 결과에 대하여 설명한다.
Figure 112013007122369-pct00006
이들 강은 주조 후, 그대로 혹은 일단 실온까지 냉각된 후에 재가열하여 900℃ 내지 1300℃의 온도 범위로 가열되고, 그 후 표 7의 조건에서 열간 압연이 실시되어 2 내지 5mm 두께의 열연 강판으로 한 후, 산 세정하고, 1.2 내지 2.3mm 두께로 냉간 압연을 실시하고, 표 7에 나타내는 어닐링 조건에서 어닐링을 실시하였다. 그 후, 0.5％의 스킨 패스 압연을 행하여 재질 평가에 제공하였다.
Figure 112013007122369-pct00007
표 6에 각 강의 화학 성분을, 표 7에 각 제조 조건을 나타낸다. 또한, 표 8에 각각의 조직과 기계적 특성을 나타낸다. 국부 변형능의 지표로서 구멍 확장률 및 90°V자 굽힘에 의한 한계 굽힘 반경을 사용하였다. 굽힘 시험은 C 방향 굽힘과 45°방향 굽힘을 행하여, 그 비율을 사용하여 성형성의 방위 의존성의 지표로 하였다. 또한, 인장 시험 및 굽힘 시험은 JIS Z2241 및 Z2248의 V 블록 90°굽힘 시험에, 구멍 확장 시험은 철강 연맹 규격 JFS T1001에 각각 준거하였다. X선 랜덤 강도비는, 전술한 EBSD를 사용하여 압연 방향에 평행한 단면의 3/8 내지 5/8의 영역의 판 두께 중앙부에서 폭 방향이 단부로부터 1/4의 위치에 대하여 0.5㎛ 피치로 측정하였다. 또한, 각 방향의 r값에 대해서는 전술한 방법에 의해 측정하였다.
Figure 112013007122369-pct00008
실시예 3
본 발명의 실시예를 들면서 본 실시 형태에 관한 아연 도금 강판의 기술적 내용에 대하여 설명한다.
실시예로서 표 9에 나타낸 성분 조성을 갖는 DA부터 DL까지의 강을 사용하여 검토한 결과에 대하여 설명한다.
Figure 112013007122369-pct00009
이들 강은 주조 후, 그대로 혹은 일단 실온까지 냉각된 후에 재가열하여 900℃ 내지 1300℃의 온도 범위로 가열되고, 그 후 표 10의 조건에서 열간 압연이 실시되어 2 내지 5mm 두께의 열연 강판으로 한 후, 산 세정하고, 냉연한 후, 1.2 내지 2.3mm 두께로 냉간 압연을 실시하고, 표 10에 나타내는 어닐링 조건에서 어닐링을 실시함과 함께 용융 아연 도금욕을 사용하여 연속으로 어닐링 및 용융 아연 도금 또는 용융 합금화 아연 도금 처리를 행하였다. 그 후, 0.5％의 스킨 패스 압연을 행하여 재질 평가에 제공하였다.
표 9에 각 강의 화학 성분을, 표 10에 제조 조건을, 표 11에 각 제조 조건에서의 조직과 기계적 특성을 나타낸다.
국부 변형능의 지표로서 구멍 확장률 및 90°V자 굽힘에 의한 한계 굽힘 반경을 사용하였다. 또한, 인장 시험 및 굽힘 시험은 JIS Z2241 및 Z2248의 V 블록 90°굽힘 시험에, 구멍 확장 시험은 철강 연맹 규격 JFS T1001에 각각 준거하였다. X선 랜덤 강도비는, 전술한 EBSD를 사용하여 압연 방향에 평행한 단면의 3/8 내지 5/8의 영역의 판 두께 중앙부에서 폭 방향이 단부로부터 1/4의 위치에 대하여 0.5㎛ 피치로 측정하였다. 또한, 각 방향의 r값에 대해서는 전술한 방법에 의해 측정하였다.
Figure 112013007122369-pct00011
본 발명의 규정을 만족하는 것은, 예를 들어 도 40, 도 41, 도 42, 도 43, 도 44, 도 45에 나타낸 바와 같이 우수한 구멍 확장성, 굽힘성 및 적은 성형 이방성을 겸비한다. 또한, 바람직한 제조 조건 범위에 있는 것은 보다 우수한 구멍 확장률 및 굽힘성을 나타낸다.
<산업상 이용가능성>
전술한 바와 같이, 본 발명에 따르면 주된 조직 구성을 한정하지 않고, 결정립의 크기, 형태 제어 외에 집합 조직을 제어함으로써, Nb나 Ti 등이 첨가되어 있어도 국부 변형능이 우수하고, 성형성의 방위 의존성이 적은 열연 강판, 냉연 강판 및 아연 도금 강판을 얻을 수 있다.
따라서, 본 발명은 철강 산업에 있어서 이용 가능성이 높다.
또한, 본 발명에 있어서, 강판의 강도에 대해서는 규정하고 있지 않지만, 전술한 바와 같이 고강도화할수록 성형성이 저하하기 때문에 고강도 강판, 예를 들어 인장 강도로 440MPa 이상이 되는 경우에 특히 효과가 크다.

Claims (25)

  1. 질량％로,
    C: 0.009％ 이상 0.40％ 이하,
    Si: 0.001％ 이상 2.5％ 이하,
    Mn: 0.001％ 이상 4.0％ 이하,
    P: 0.001％ 이상 0.15％ 이하,
    S: 0.0005％ 이상 0.03％ 이하,
    Al: 0.001％ 이상 2.0％ 이하,
    N: 0.0005％ 이상 0.01％ 이하,
    O: 0.0005％ 이상 0.01％ 이하를 함유하고, 또한
    Ti: 0.001％ 이상 0.20％ 이하,
    Nb: 0.001％ 이상 0.20％ 이하,
    V: 0.001％ 이상 1.0％ 이하,
    W: 0.001％ 이상 1.0％ 이하,
    B: 0.0001％ 이상 0.0050％ 이하,
    Mo: 0.001％ 이상 1.0％ 이하,
    Cr: 0.001％ 이상 2.0％ 이하,
    Cu: 0.001％ 이상 2.0％ 이하,
    Ni: 0.001％ 이상 2.0％ 이하,
    Co: 0.0001％ 이상 1.0％ 이하,
    Sn: 0.0001％ 이상 0.2％ 이하,
    Zr: 0.0001％ 이상 0.2％ 이하,
    As: 0.0001％ 이상 0.50％ 이하,
    Mg: 0.0001％ 이상 0.010％ 이하,
    Ca: 0.0001％ 이상 0.010％ 이하,
    REM: 0.0001％ 이상 0.1％ 이하 중 1종 또는 2종 이상을 함유하고,
    잔부가 철 및 불가피적 불순물로 이루어지며,
    적어도 강판 표면으로부터 5/8 내지 3/8의 판 두께 범위인 판 두께 중앙부에서의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 평균값이 1.0 이상 6.0 이하이면서 {332}<113>의 결정 방위의 X선 랜덤 강도비가 1.0 이상 5.0 이하이고,
    압연 방향에 대하여 직각 방향의 r값인 rC가 0.70 이상 1.10 이하이면서 상기 압연 방향에 대하여 30°를 이루는 방향의 r값인 r30이 0.70 이상 1.10 이하인 것을 특징으로 하는, 열연 강판.
  2. 제1항에 있어서, 상기 압연 방향의 r값인 rL이 0.70 이상 1.10 이하이면서 상기 압연 방향에 대하여 60°를 이루는 방향의 r값인 r60이 0.70 이상 1.10 이하인 것을 특징으로 하는, 열연 강판.
  3. 제1항 또는 제2항에 있어서, 상기 열연 강판 중에 베이나이트, 마르텐사이트, 펄라이트 및 오스테나이트 중 1종 또는 2종 이상이 존재하며, 이들 조직의 결정립 중 상기 압연 방향의 길이 dL과 판 두께 방향의 길이 dt의 비인 dL/dt가 3.0 이하인 입자의 비율이 50％ 이상 100％ 이하인 것을 특징으로 하는, 열연 강판.
  4. 제1항 또는 제2항에 있어서, 상기 열연 강판의 금속 조직의 전체 면적 중 입경이 20㎛를 초과하는 결정립의 면적 비율이 0％ 이상 10％ 이하인 것을 특징으로 하는, 열연 강판.
  5. 제1항에 기재된 열연 강판을 냉간 압연한 냉연 강판이며,
    적어도 상기 판 두께 중앙부에서의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 평균값이 1.0 이상 4.0 미만이면서 {332}<113>의 결정 방위의 X선 랜덤 강도비가 1.0 이상 5.0 이하이고,
    상기 압연 방향에 대하여 직각 방향의 r값인 rC가 0.70 이상 1.10 이하이면서 상기 압연 방향에 대하여 30°를 이루는 방향의 r값인 r30이 0.70 이상 1.10 이하인 것을 특징으로 하는, 냉연 강판.
  6. 제5항에 있어서, 상기 압연 방향의 r값인 rL이 0.70 이상 1.10 이하이면서 상기 압연 방향에 대하여 60°를 이루는 방향의 r값인 r60이 0.70 이상 1.10 이하인 것을 특징으로 하는, 냉연 강판.
  7. 제5항 또는 제6항에 있어서, 상기 냉연 강판 중에 베이나이트, 마르텐사이트, 펄라이트 및 오스테나이트 중 1종 또는 2종 이상이 존재하며, 이들 조직의 결정립 중 상기 압연 방향의 길이 dL과 판 두께 방향의 길이 dt의 비인 dL/dt가 3.0 이하인 입자의 비율이 50％ 이상 100％ 이하인 것을 특징으로 하는, 냉연 강판.
  8. 제5항 또는 제6항에 있어서, 상기 냉연 강판의 금속 조직의 전체 면적 중 입경이 20㎛를 초과하는 결정립의 면적 비율이 0％ 이상 10％ 이하인 것을 특징으로 하는, 냉연 강판.
  9. 제5항에 기재된 냉연 강판의 표면에 용융 아연 도금층 또는 합금화 용융 아연 도금층을 더 구비한 아연 도금 강판이며,
    적어도 상기 판 두께 중앙부에서의 {100}<011> 내지 {223}<110> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 평균값이 1.0 이상 4.0 미만이면서 {332}<113>의 결정 방위의 X선 랜덤 강도비가 1.0 이상 5.0 이하이고,
    상기 압연 방향에 대하여 직각 방향의 r값인 rC가 0.7 이상 1.10 이하이면서 상기 압연 방향에 대하여 30°를 이루는 방향의 r값인 r30이 0.70 이상 1.10 이하인 것을 특징으로 하는, 아연 도금 강판.
  10. 제9항에 있어서, 상기 압연 방향의 r값인 rL이 0.70 이상 1.10 이하이면서 상기 압연 방향에 대하여 60°를 이루는 방향의 r값인 r60이 0.70 이상 1.10 이하인 것을 특징으로 하는, 아연 도금 강판.
  11. 질량％로,
    C: 0.009％ 이상 0.40％ 이하,
    Si: 0.001％ 이상 2.5％ 이하,
    Mn: 0.001％ 이상 4.0％ 이하,
    P: 0.001％ 이상 0.15％ 이하,
    S: 0.0005％ 이상 0.03％ 이하,
    Al: 0.001％ 이상 2.0％ 이하,
    N: 0.0005％ 이상 0.01％ 이하,
    O: 0.0005％ 이상 0.01％ 이하를 함유하고, 또한
    Ti: 0.001％ 이상 0.20％ 이하,
    Nb: 0.001％ 이상 0.20％ 이하,
    V: 0.001％ 이상 1.0％ 이하,
    W: 0.001％ 이상 1.0％ 이하,
    B: 0.0001％ 이상 0.0050％ 이하,
    Mo: 0.001％ 이상 1.0％ 이하,
    Cr: 0.001％ 이상 2.0％ 이하,
    Cu: 0.001％ 이상 2.0％ 이하,
    Ni: 0.001％ 이상 2.0％ 이하,
    Co: 0.0001％ 이상 1.0％ 이하,
    Sn: 0.0001％ 이상 0.2％ 이하,
    Zr: 0.0001％ 이상 0.2％ 이하,
    As: 0.0001％ 이상 0.50％ 이하,
    Mg: 0.0001％ 이상 0.010％ 이하,
    Ca: 0.0001％ 이상 0.010％ 이하,
    REM: 0.0001％ 이상 0.1％ 이하 중 1종 또는 2종 이상을 함유하고,
    잔부가 철 및 불가피적 불순물로 이루어지는 강괴 또는 슬래브를,
    1000℃ 이상 1200℃ 이하의 온도 영역에서 20％ 이상의 압하를 적어도 1회 이상 행하는 제1 열간 압연을 행하여 오스테나이트 입경을 200㎛ 이하로 하고,
    T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 범위에서 압하율의 합계가 50％ 이상인 제2 열간 압연을 행하고,
    T1℃ 이상 T1+30℃ 미만의 온도 범위에서 압하율의 합계가 30％ 미만인 제3 열간 압연을 행하고,
    Ar3 변태 온도 이상에서 열간 압연을 종료하는 것을 특징으로 하는, 열연 강판의 제조 방법.
    여기서, 상기 T1은 강판 성분에 의해 결정되는 온도이며, 하기 식 1로 표시된다.
    T1(℃)=850+10×(C+N)×Mn+350×Nb+250×Ti+40×B+10×Cr+100×Mo+100×V … (식 1)
  12. 제11항에 있어서, T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 범위에서의 상기 제2 열간 압연에 있어서, 1 패스에서 30％ 이상의 압하율의 압하를 적어도 1회 이상 행하고, 또한 압하율의 합계를 50％ 이상으로 하는 것을 특징으로 하는, 열연 강판의 제조 방법.
  13. 제11항 또는 제12항에 있어서, 1000℃ 이상 1200℃ 이하의 온도 영역에서의 상기 제1 열간 압연에 있어서, 20％ 이상의 압하율의 압하를 적어도 2회 이상 행하여 오스테나이트 입경을 100㎛ 이하로 하는 것을 특징으로 하는, 열연 강판의 제조 방법.
  14. 제11항 또는 제12항에 있어서, T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 30％ 이상의 압하율인 패스를 대압하 패스로 한 경우, 상기 대압하 패스 중 최종 패스가 완료된 후부터 냉각을 개시할 때까지의 대기 시간 t가 하기 식 2를 만족하는 것을 특징으로 하는, 열연 강판의 제조 방법.
    t1≤t≤t1×2.5 … (식 2)
    여기서, t1은 하기 식 3으로 표시된다.
    t1=0.001×((Tf-T1)×P1)2-0.109×((Tf-T1)×P1)+3.1 … (식 3)
    여기서, Tf는 상기 최종 패스 후의 온도이고, P1은 상기 최종 패스에서의 압하율이다.
  15. 제14항에 있어서, T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 상기 제2 열간 압연의 각 패스간의 강판의 온도 상승을 18℃ 이하로 하는 것을 특징으로 하는, 열연 강판의 제조 방법.
  16. 제11항에 기재된 열연 강판의 제조 방법으로 얻어진 상기 열연 강판에 대하여 Ar3 변태 온도 이상에서 열간 압연을 종료한 후,
    산 세정하고,
    냉간에서 20％ 이상 90％ 이하의 압연을 행하고,
    720℃ 이상 900℃ 이하의 온도 영역에서 1초 이상 300초 이하의 유지 시간으로 어닐링하고,
    650℃로부터 500℃의 사이의 냉각 속도가 10℃/s 이상 200℃/s 이하인 가속 냉각을 행하고,
    200℃ 이상 500℃ 이하의 온도로 유지하는 것을 특징으로 하는, 냉연 강판의 제조 방법.
  17. 제16항에 있어서, T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 범위에서의 상기 제2 열간 압연에 있어서, 1 패스에서 30％ 이상의 압하율의 압하를 적어도 1회 이상 행하고, 또한 압하율의 합계를 50％ 이상으로 하는 것을 특징으로 하는, 냉연 강판의 제조 방법.
  18. 제16항 또는 제17항에 있어서, 1000℃ 이상 1200℃ 이하의 온도 영역에서의 상기 제1 열간 압연에 있어서 20％ 이상의 압하율의 압하를 적어도 2회 이상 행하여 오스테나이트 입경을 100㎛ 이하로 하는 것을 특징으로 하는, 냉연 강판의 제조 방법.
  19. 제16항 또는 제17항에 있어서, T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 30％ 이상의 압하율인 패스를 대압하 패스로 한 경우, 상기 대압하 패스 중 최종 패스가 완료된 후부터 냉각을 개시할 때까지의 대기 시간 t가 하기 식 4를 만족하는 것을 특징으로 하는, 냉연 강판의 제조 방법.
    t1≤t≤t1×2.5 … (식 4)
    여기서, t1은 하기 식 5로 표시된다.
    t1=0.001×((Tf-T1)×P1)2-0.109×((Tf-T1)×P1)+3.1 … (식 5)
    여기서, Tf는 상기 최종 패스 후의 온도이고, P1은 상기 최종 패스에서의 압하율이다.
  20. 제19항에 있어서, T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 상기 제2 열간 압연의 각 패스간의 강판의 온도 상승을 18℃ 이하로 하는 것을 특징으로 하는, 냉연 강판의 제조 방법.
  21. 제11항에 기재된 열연 강판의 제조 방법으로 얻어진 상기 열연 강판에 대하여 Ar3 변태 온도 이상에서 열간 압연을 종료한 후,
    680℃ 이하 실온 이상의 온도 영역에서 권취하고,
    산 세정하고,
    냉간에서 20％ 이상 90％ 이하의 압연을 행하고,
    650℃ 이상 900℃ 이하의 온도 영역까지 승온하고,
    1초 이상 300초 이하의 유지 시간으로 어닐링하고,
    0.1℃/s 이상 100℃/s 이하의 냉각 속도로 720℃ 이하 580℃ 이상의 온도 영역까지 냉각을 행하고,
    아연 도금 처리를 행하는 것을 특징으로 하는, 아연 도금 강판의 제조 방법.
  22. 제21항에 있어서, T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 범위에서의 상기 제2 열간 압연에 있어서, 1 패스에서 30％ 이상의 압하율의 압하를 적어도 1회 이상 행하고, 또한 압하율의 합계를 50％ 이상으로 하는 것을 특징으로 하는, 아연 도금 강판의 제조 방법.
  23. 제21항 또는 제22항에 있어서, 1000℃ 이상 1200℃ 이하의 온도 영역에서의 상기 제1 열간 압연에 있어서, 20％ 이상의 압하율의 압하를 적어도 2회 이상 행하여 오스테나이트 입경을 100㎛ 이하로 하는 것을 특징으로 하는, 아연 도금 강판의 제조 방법.
  24. 제21항 또는 제22항에 있어서, T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 30％ 이상의 압하율인 패스를 대압하 패스로 한 경우, 상기 대압하 패스 중 최종 패스가 완료된 후부터 냉각을 개시할 때까지의 대기 시간 t가 하기 식 6을 만족하는 것을 특징으로 하는, 아연 도금 강판의 제조 방법.
    t1≤t≤t1×2.5 … (식 6)
    여기서, t1은 하기 식 7로 표시된다.
    t1=0.001×((Tf-T1)×P1)2-0.109×((Tf-T1)×P1)+3.1 … (식 7)
    여기서, Tf는 상기 최종 패스 후의 온도이고, P1은 상기 최종 패스에서의 압하율이다.
  25. 제24항에 있어서, T1+30℃ 이상 T1+200℃ 이하의 온도 영역에서의 상기 제2 열간 압연의 각 패스간의 강판의 온도 상승을 18℃ 이하로 하는 것을 특징으로 하는, 아연 도금 강판의 제조 방법.
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