KR102043786B1 - 마그네슘 합금 판재 및 이의 제조방법 - Google Patents

마그네슘 합금 판재 및 이의 제조방법 Download PDF

Info

Publication number
KR102043786B1
KR102043786B1 KR1020170180115A KR20170180115A KR102043786B1 KR 102043786 B1 KR102043786 B1 KR 102043786B1 KR 1020170180115 A KR1020170180115 A KR 1020170180115A KR 20170180115 A KR20170180115 A KR 20170180115A KR 102043786 B1 KR102043786 B1 KR 102043786B1
Authority
KR
South Korea
Prior art keywords
magnesium alloy
alloy sheet
weight
heat treatment
rolling
Prior art date
Application number
KR1020170180115A
Other languages
English (en)
Other versions
KR20190078281A (ko
Inventor
박준호
이현범
김재중
권오덕
Original Assignee
주식회사 포스코
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by 주식회사 포스코 filed Critical 주식회사 포스코
Priority to KR1020170180115A priority Critical patent/KR102043786B1/ko
Priority to PCT/KR2018/016511 priority patent/WO2019132453A1/ko
Priority to JP2020535012A priority patent/JP7157158B2/ja
Priority to EP18897055.2A priority patent/EP3733889B1/en
Priority to CN201880083869.3A priority patent/CN111527220A/zh
Priority to US16/954,377 priority patent/US11773472B2/en
Publication of KR20190078281A publication Critical patent/KR20190078281A/ko
Application granted granted Critical
Publication of KR102043786B1 publication Critical patent/KR102043786B1/ko

Links

Images

Classifications

    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C23/00—Alloys based on magnesium
    • C22C23/02—Alloys based on magnesium with aluminium as the next major constituent
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21B—ROLLING OF METAL
    • B21B3/00—Rolling materials of special alloys so far as the composition of the alloy requires or permits special rolling methods or sequences ; Rolling of aluminium, copper, zinc or other non-ferrous metals
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21B—ROLLING OF METAL
    • B21B3/00—Rolling materials of special alloys so far as the composition of the alloy requires or permits special rolling methods or sequences ; Rolling of aluminium, copper, zinc or other non-ferrous metals
    • B21B3/003—Rolling non-ferrous metals immediately subsequent to continuous casting, i.e. in-line rolling
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D8/00—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment
    • C21D8/02—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of plates or strips
    • C21D8/0247—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of plates or strips characterised by the heat treatment
    • C21D8/0273—Final recrystallisation annealing
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C23/00—Alloys based on magnesium
    • C22C23/04—Alloys based on magnesium with zinc or cadmium as the next major constituent
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22F—CHANGING THE PHYSICAL STRUCTURE OF NON-FERROUS METALS AND NON-FERROUS ALLOYS
    • C22F1/00—Changing the physical structure of non-ferrous metals or alloys by heat treatment or by hot or cold working
    • C22F1/06—Changing the physical structure of non-ferrous metals or alloys by heat treatment or by hot or cold working of magnesium or alloys based thereon

Landscapes

  • Chemical & Material Sciences (AREA)
  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • Materials Engineering (AREA)
  • Metallurgy (AREA)
  • Organic Chemistry (AREA)
  • Physics & Mathematics (AREA)
  • Thermal Sciences (AREA)
  • Crystallography & Structural Chemistry (AREA)
  • Metal Rolling (AREA)

Abstract

본 발명은 마그네슘 합금 판재 및 이의 제조방법에 관한 것이다.
구체적으로, 본 발명의 일 구현예인 마그네슘 합금 판재 전체 100중량%에 대해, Al: 0.5 내지 3.5중량%, Zn: 0.5 내지 1.5중량%, Ca: 0.1 내지 1.0중량%, Mn: 0.01 내지 1.0중량%, 잔부 Mg 및 기타 불가피한 불순물을 포함하고, 상기 마그네슘 합금 판재의 평균 결정립경은 3 내지 15㎛이며, 상기 마그네슘 합금 판재는 스트링어(stringer)를 포함하되, 스트링어(stringer)의 압연 방향(RD)으로의 길이는 최대 50㎛이하인 마그네슘 합금 판재를 제공할 수 있다.

Description

마그네슘 합금 판재 및 이의 제조방법{MAGNESIUM ALLOY SHEET AND METHOD FOR MANUFACTURING THE SAME}
본 발명의 일 구현예는 마그네슘 합금 판재 및 이의 제조방법에 관한 것이다.
최근 들어 구조재료로써 경량화가 가능한 재료에 대한 관심이 증가하며, 이에 대한 연구도 활발한 상황이다. 마그네슘 합금 판재는 구조 재료 중 가장 낮은 비중, 우수한 비강도, 전자기 차폐능 등의 장점을 가지고 있어 IT mobile 제품 혹은 자동차용 소재로도 각광 받고 있다.
하지만, 마그네슘 판재를 자동차 산업에 사용하기 위해서는 많은 장벽이 존재한다. 대표적인 것으로 마그네슘 판재의 성형성이 있다. 마그네슘 판재는 HCP구조로써, 상온에서의 변형기구가 제한적이기 때문에 상온 성형이 불가능하다. 이를 극복하기 위해 여러 연구들이 이뤄져 왔다.
특히, 공정을 통한 성형성을 개선하는 방법이 있다. 예를 들어, 상하부 압연롤의 속도를 달리하는 이속 압연, ECAP 공정, 마그네슘 판재의 공정(eutectic) 온도 근처에서의 압연과 같은 고온 압연법 등이 있다. 하지만, 전술한 모든 공정은 상용화가 어렵다는 단점이 있다.
한편, 합금을 통해 성형성을 개선하는 방법도 있다.
일례로, Zn: 1~10중량%, Ca: 0.1~5중량%를 함유한 마그네슘 판재를 출원한 선행 특허가 있다. 다만, 전술한 선행 특허는 스트립 캐스팅 법으로 주조하는 공정에는 적용할 수 없는 단점이 있다. 이에 따라, 양산성이 결여되며, 장시간 주조 시 주물재와 롤 간의 융착 현상으로 인해 장시간 주조가 어려울 수 있다.
또한, 기존의 Al: 3 중량%, Zn: 중량 1%, Ca: 중량 1% 합금의 공정을 개선하여, 한계돔 높이 7mm이상의 고성형 마그네슘 합금 판재를 개시한 선행 특허도 있다. 위와 같은 고성형 판재의 경우 한계돔 높이가 우수하지만, 벤딩 시험에서 판재 폭 방향(Transverse Direction, TD)으로 변형 시 크랙이 쉽게 발생하는 단점이 있다.
마그네슘 합금 판재의 제조 단계에서 누적 압하율을 제어함으로써, 상온 성형성이 우수하고 이방성이 적은 마그네슘 합금 판재를 제공하고자 한다.
본 발명의 일 구현예인 마그네슘 합금 판재는 전체 100중량%에 대해, Al: 0.5 내지 3.5중량%, Zn: 0.5 내지 1.5중량%, Ca: 0.1 내지 1.0중량%, Mn: 0.01 내지 1.0중량%, 잔부 Mg 및 기타 불가피한 불순물을 포함할 수 있다.
상기 마그네슘 합금 판재의 평균 결정립경은 3 내지 15㎛일 수 있다.
상기 마그네슘 합금 판재는 스트링어(stringer)를 포함하고, 스트링어(stringer)의 압연 방향(RD)으로의 길이는 최대 50㎛이하일 수 있다.
상기 마그네슘 합금 판재에서 스트링어(stringer)의 판재 폭 방향(TD)으로의 두께는 최대 1㎛ 이하일 수 있다.
상기 마그네슘 합금 판재는, 150℃ 이상에서 압연 방향(RD)으로의 한계벤딩반경(LBR) 값이 0.5 R/t 이하일 수 있다.
한편, 150℃ 이상에서 판재 폭 방향(TD)으로의 한계벤딩반경(LBR) 값이 1.5 R/t 이하일 수 있다.
150℃ 이상에서 압연 방향(RD)과 판재 폭 방향(TD)으로의 한계벤딩반경(LBR) 값 차이의 절대값은 0.4 내지 1.4일 수 있다.
상기 마그네슘 합금 판재의 두께는 0.8 내지 1.7mm 일 수 있다.
본 발명의 다른 일 구현예인 마그네슘 합금 판재의 제조방법은 전체 100중량%에 대해, Al: 0.5 내지 3.5중량%, Zn: 0.5 내지 1.5중량%, Ca: 0.1 내지 1.0중량%, Mn: 0.01 내지 1.0중량%, 잔부 Mg 및 기타 불가피한 불순물을 포함하는 합금 용탕을 주조하여 주조재를 준비하는 단계, 상기 주조재를 균질화 열처리하는 단계, 상기 균질화 열처리된 주조재를 압연하여 압연재를 준비하는 단계, 및 상기 압연재를 최종 소둔하는 단계를 포함할 수 있다.
상기 압연재를 준비하는 단계에서, 누적 압하율이 86% 이상일 수 있다.
상기 주조재를 균질화 열처리하는 단계는, 300 내지 500℃ 온도 범위에서 실시할 수 있다. 구체적으로, 4 내지 30시간 동안 실시할 수 있다.
상기 주조재를 균질화 열처리하는 단계는 1차 균질화 열처리 단계, 및 2차 균질화 열처리 단계를 포함할 수 있다.
상기 1차 균질화 열처리 단계는 300 내지 400℃ 온도 범위에서 실시할 수 있다. 구체적으로, 1 내지 15시간 동안 실시할 수 있다.
상기 2차 균질화 열처리 단계는, 400 내지 500℃ 온도 범위에서 실시할 수 있다. 구체적으로, 1 내지 15시간 동안 실시할 수 있다.
상기 압연재를 준비하는 단계는, 200 내지 400℃ 온도 범위에서 실시할 수 있다. 또한, 압연 1회 당 0 초과 및 50% 이하의 압하율로 압연할 수 있다.
상기 압연재를 준비하는 단계는, 상기 압연재를 중간 소둔하는 단계를 더 포함할 수 있다.
상기 압연재를 중간 소둔하는 단계는, 300 내지 500℃ 온도 범위에서 실시할 수 있다.
구체적으로, 30분 내지 10시간 동안 실시할 수 있다.
상기 압연재를 최종 소둔하는 단계는, 300 내지 500℃ 온도 범위에서 실시할 수 있다. 구체적으로, 10분 내지 10시간 동안 실시할 수 있다.
본 발명의 일 구현예에 따르면, 마그네슘 합금 판재 제조 단계에서 누적 압하율을 제어함으로써 이차상의 편석을 분산시켜 이차상 스트링어(stringer)를 저감하고자 한다. 이로써, 압연 방향(RD)과 판재 폭 방향(TD)으로 변형 시, 물성의 차이를 감소시킬 수 있다. 뿐만 아니라, 상온에서의 성형성이 우수할 수 있다.
따라서, 본 발명의 일 구현예에 의한 마그네슘 합금 판재는 고강도 및 경량을 목적으로 하는 자동차 분야에 이용 가능하다. 구체적으로는, 자동차용 부품 성형 시, 스트레칭 및 벤딩 모드에서 크랙 발생 없이 성형이 가능할 수 있다.
도 1은 판재 폭 방향(TD)으로 인장 시험 시, 이차상 스트링어(stringer)에 따른 크랙 형성 기구(mechanism)를 순서대로 나타낸 것이다.
도 2는 실시예 1의 미세조직을 SEM으로 관찰하여 나타낸 것이다.
도 3은 비교예 1의 미세조직을 SEM으로 관찰하여 나타낸 것이다.
도 4는 실시예 1의 이차상 스트링어(stringder)가 포함된 지점을 확대 후 SEM으로 관찰한 사진과, 이차상의 EDS 분석 결과를 나타낸 것이다.
도 5는 비교예 1의 이차상 스트링어(stringder)가 포함된 지점을 확대 후 SEM으로 관찰한 사진과, 이차상의 EDS 분석 결과를 나타낸 것이다.
도 6은 비교예 1, 비교예 2 및 2의 누적 압하율에 따른 벤딩성을 그래프로 나타낸 것이다.
본 발명의 이점 및 특징, 그리고 그것들을 달성하는 방법은 첨부되는 도면과 함께 상세하게 후술되어 있는 실시예들을 참조하면 명확해질 것이다. 그러나, 본 발명은 이하에서 개시되는 실시예들에 한정되는 것이 아니라 서로 다른 다양한 형태로 구현될 수 있으며, 단지 본 실시예들은 본 발명의 개시가 완전하도록 하고, 본 발명이 속하는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 자에게 발명의 범주를 완전하게 알려주기 위해 제공되는 것이며, 본 발명은 청구항의 범주에 의해 정의될 뿐이다. 명세서 전체에 걸쳐 동일 참조 부호는 동일 구성요소를 지칭한다.
따라서, 몇몇 실시예들에서, 잘 알려진 기술들은 본 발명이 모호하게 해석되는 것을 피하기 위하여 구체적으로 설명되지 않는다. 다른 정의가 없다면 본 명세서에서 사용되는 모든 용어(기술 및 과학적 용어를 포함)는 본 발명이 속하는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 자에게 공통적으로 이해될 수 있는 의미로 사용될 수 있을 것이다. 명세서 전체에서 어떤 부분이 어떤 구성요소를 "포함"한다고 할 때, 이는 특별히 반대되는 기재가 없는 한 다른 구성요소를 제외하는 것이 아니라 다른 구성요소를 더 포함할 수 있는 것을 의미한다. 또한 단수형은 문구에서 특별히 언급하지 않는 한 복수형도 포함한다.
본 발명의 일 구현예인 마그네슘 합금 판재는, 전체 100중량%에 대해, Al: 0.5 내지 3.5중량%, Zn: 0.5 내지 1.5중량%, Ca: 0.1 내지 1.0중량%, Mn: 0.01 내지 1.0중량%, 잔부 Mg 및 기타 불가피한 불순물을 포함할 수 있다.
이하, 마그네슘 합금 판재의 성분 및 조성을 한정한 이유를 설명한다.
Al은 0.5 내지 3.5중량% 만큼 포함할 수 있다. 구체적으로, 0.5 내지 1.0중량%만큼 포함할 수 있다. 보다 구체적으로, 알루미늄은 상온에서의 성형성을 향상시키는 역할을 함에 따라, 상기 함량만큼 포함하는 경우 스트립 캐스팅법을 통한 주조가 가능하다.
구체적으로, 후술하는 마그네슘 합금 판재의 제조방법 중 압연 단계에서 압연 시 집합 조직은 강한 기저면 조직으로 변화하게 된다. 이때, 상기 기저면 조직으로의 변화를 억제시키기 위한 기구로써, 용질 견인(solute dragging) 효과가 있다. 상기 용질 견인 기구는, Mg보다 원자 반경이 큰 Ca과 같은 원소가 결정입계 내에 편석됨으로써, 열이나 변형이 가해졌을 때 입계 이동성(boundary mobility)을 떨어트릴 수 있다. 이로 인해, 압연 중 동적 재결정 또는 압연 변형에 의한 기저면 집합조직 형성을 억제할 수 있다.
따라서, 알루미늄 3.5중량%를 초과하여 첨가할 경우, Al2Ca 이차상의 양도 급격하게 증가하므로, 입계에 편석되는 Ca의 양이 감소할 수 있다. 이에 따라, 용질 견인 효과도 감소할 수 있다. 뿐만 아니라, 이차상이 차지하는 분율이 증가함에 따라, 스트링어(stringer) 분율도 증가할 수 있다. 상기 스트링어는 하기에서 자세하게 설명한다.
반면, 알루미늄 0.5중량% 미만으로 첨가할 경우, 스트립 캐스팅법으로 인한 주조가 불가능할 수 있다. 알루미늄은 용탕의 유동도를 향상시키는 역할에 따라, 주조 시 롤 스티킹(roll sticking) 현상을 방지할 수 있다. 따라서, 알루미늄을 첨가하지 않는 Mg-Zn계 마그네슘 합금은 실제 롤 스티킹 현상으로 인해 스트립 캐스팅법으로 주조가 불가능하다.
Zn은 0.5 내지 1.5중량% 만큼 포함할 수 있다.
보다 구체적으로, 아연은 칼슘과 같이 첨가 시, 비저면의 연화 현상을 통해 기저면 슬립을 활성화시킴으로써, 판재의 성형성을 향상시키는 역할을 한다. 다만, 1.5중량%를 초과하여 첨가 시에는 마그네슘과 결합하여 금속간 화합물을 만들기 때문에 성형성에 악영향을 미칠 수 있다.
Ca은 0.1 내지 1.0중량% 만큼 포함할 수 있다.
칼슘은 아연과 같이 첨가 시, 비저면의 연화 현상을 가져와 비저면 슬립을 활성화시킴으로써 판재의 성형성을 향상시키는 역할을 한다.
보다 구체적으로, 후술하는 마그네슘 합금 판재의 제조방법에서 압연 시, 집합조직은 강한 기저면 집합조직으로 변화하는 특성이 있다. 상기 특성을 억제시키기 위한 기구로써, 용질 견인(solute dragging)효과가 있다. 보다 구체적으로, Mg보다 원자 반경이 큰 원소가 결정입계 내에 편석됨으로써, 열이나 변형이 가해졌을 때 입계 이동성(boundary mobility)을 떨어트릴 수 있다. 이때, Mg 보다 원자 반경이 큰 원소로써 Ca을 사용할 수 있다. 이의 경우, 압연 중 동적 재결정 또는 압연 변형에 의한 기저면 집합조직 형성을 억제할 수 있다.
다만, 1.0 중량%를 초과하여 첨가 시에는 스트립캐스팅 주조 시, 주조롤과의 점착성이 증가하여 스티킹(sticking) 현상이 심해질 수 있다. 이로 인해, 용탕의 유동성을 감소시켜 주조성이 낮아지므로, 생산성이 감소할 수 있다.
Mn은 0.01 내지 1.0중량% 만큼 포함할 수 있다.
망간은 Fe-Mn계 화합물을 형성하여, 판재 내 Fe성분의 함량을 저감하는 역할을 한다. 따라서, 망간을 포함하는 경우, 주조 전 합금 용탕 상태에서 드로스 또는 슬러지 형태로 Fe-Mn 화합물을 형성할 수 있다. 이로 인해, 주조 시 Fe 성분의 함량이 적은 판재를 제조할 수 있다. 더해서, 망간은 알루미늄과 Al8Mn5 이차상을 형성할 수 있다. 이로부터, 칼슘이 소모되는 양을 억제하여, 칼슘이 결정입계에 편석할 수 있는 양을 증가시키는 역할을 한다. 이에 따라, 망간 첨가 시, 용질 견인 효과를 보다 더 향상시킬 수 있다.
상기 마그네슘 합금 판재는 결정 입계에 칼슘 원소가 편석 되어 있을 수 있다. 이때, 상기 칼슘 원소는 금속간 화합물의 형태가 아닌, 용질(solute) 형태로 결정입계에 편석될 수 있다.
보다 구체적으로, 칼슘이 알루미늄과 같은 원소와 이차상을 형성하지 않고 고용되어 용질 형태로 입계에 편석됨으로써, 입계의 이동성을 떨어트려 기저면 집합조직의 형성을 억제할 수 있다. 이로 인해, 상온에서 성형성이 우수한 마그네슘 합금 판재를 제공할 수 있다.
상기 마그네슘 합금 판재의 평균 결정립경은 3 내지 15㎛일 수 있다.
후술하겠지만, 본 발명의 다른 일 구현예인 마그네슘 합금 판재의 제조방법 중 압연 단계에서, 누적 압하율이 86% 이상일 경우 마그네슘 합금 판재의 평균 결정립경은 상기 범위일 수 있다.
이는 유사한 성분 및 조성의 종래 다른 마그네슘 합금에 비해 작은 수준일 수 있다.
따라서, 마그네슘 합금 판재의 평균 결정립경이 상기와 같을 경우, 온간 변형 시 연성과 성형성이 증대될 수 있다.
본 명세서에서의 결정립경은, 마그네슘 합금 판재 내 결정립의 지름을 의미한다.
상기 마그네슘 합금 판재는 스트링어(stringer)를 포함할 수 있다.
본 명세서에서 스트링어(stringer)란, 이차상들이 뭉쳐 압연 방향(RD)으로 띠를 이루고 있는 것을 의미한다.
구체적으로, 상기 마그네슘 합금 판재 내 스트링어(stringer)의 압연 방향(RD)으로의 길이는 최대 50㎛이하일 수 있다. 또한, 상기 마그네슘 합금 판재 내 스트링어(stringer)의 판재 폭 방향(TD)으로의 두께는 최대 1㎛ 이하일 수 있다.
상기 길이 및 두께의 스트링어를 포함한다는 것은, 본 발명의 일 구현예에 의한 마그네슘 합금 판재에는 스트링어가 거의 존재하지 않음을 의미할 수 있다.
한편, 압연 방향(RD)으로의 길이가 최대 50㎛를 초과하거나, 판재 폭 방향(TD)으로의 두께가 최대 1㎛를 초과하는 스트링어가 마그네슘 합금 판재에 존재하는 경우 물성 이방성이 클 수 있다.
이때, 본 명세서에서 상기 판재 폭 방향(TD)은 압연 방향(RD)에 수직하는 방향일 수 있다.
구체적으로, 판재 폭 방향(TD)으로 벤딩이나 인장 시 압연 방향(RD)으로 형성된 스트링어를 따라 이차상이 깨지며 크랙이 쉽게 전파될 수 있다. 이에 따라, 판재 폭 방향(TD)에서의 벤딩성이 압연 방향(RD)에서의 벤딩성보다 열위할 수 있다.
특히, 상기와 같은 이차상 스트링어(stringer)가 마그네슘 합금 판재의 표면 부근에 존재할 경우, 압연에 수직하는 방향인 판재 폭 방향(TD)으로 벤딩 시험 시 크랙이 더 용이하게 발생할 수 있다.
도 1을 통해, 이차상 스트링어(stringer)에 따른 크랙 형성 기구(mechanism)를 확인할 수 있다.
도 1은 판재 폭 방향(TD)으로 인장 시험 시, 이차상 스트링어(stringer)에 따른 크랙 형성 기구(mechanism)를 순서대로 나타낸 것이다.
도 1에 도시된 바와 같이, 판재 폭 방향(TD)으로 인장 시 압연 방향(RD)으로 형성된 이차상 스트링어(stringer)(흰색 점)를 따라 크랙이 진행되는 것을 확인할 수 있다. 즉, 이차상 스트링어(stringer)와 크랙 진행 방향이 평행하여, 이차상 스트링어를 따라 크랙이 이어지는 경향이 큰 것을 도출할 수 있다.
따라서, 판재 폭 방향(TD)으로 인장 시, 압연 방향(RD)으로 인장하는 경우보다 스트링어에 의한 크랙으로 인해 벤딩성이 더 열위하게 되는 것이다. 이로부터, 압연 방향(RD)으로 인장(벤딩)하는 경우와 판재 폭 방향(TD)으로 인장(벤딩)하는 경우의 물성 차이가 클 수 있다.
즉, 본 명세서에서 이방성에 열위한 영향을 미치는 이차상 스트링어의 기준은 압연 방향(RD)으로의 길이가 최대 50㎛를 초과하거나, 판재 폭 방향(TD)으로의 두께가 최대 1㎛를 초과하는 스트링어로 정의한다.
또한, 본 명세서에서 이방성이란, 압연 방향(RD)과 판재 폭 방향(TD)에서의 물성이 상이함을 의미한다. 후술하겠지만 본 명세서에서는, V-bending 시험을 통해 압연 방향(RD)과 인장 방향(TD)으로 굽힘 테스트를 실시하여 이방성을 측정하였다. 이에, 이방성의 지표로 벤딩 시험을 통한 한계벤딩반경(LBR) 값을 나타내었다.
이에, 이방성이 우수하다는 것은 압연 방향(RD)과 판재 폭 방향(TD)에서의 물성 차이가 적음을 의미한다.
상기 스트링어(stringer)를 이루고 있는 이차상은 Al2Ca, Al8Mn5, 또는 이들의 조합일 수 있다.
또한, 마그네슘 합금 판재의 전체 면적 100%에 대해, 상기 이차상의 면적은 5 내지 15%일 수 있다. 다만, 이에 제한하는 것은 아니며, 본 발명의 일 구현예에 의한 마그네슘 합금 판재는 이차상이 스트링어를 이루지 않고 분산된 상태일 수 있다.
이에, 전술한 바에 따라 상기 마그네슘 합금 판재는 150℃ 이상에서 압연 방향(RD)으로의 한계벤딩반경(LBR) 값이 0.5 R/t 이하일 수 있다.
또한, 150℃ 이상에서 판재 폭 방향(TD)으로의 한계벤딩반경(LBR) 값이 1.5 R/t 이하일 수 있다.
본 명세서에 한계벤딩반경(LBR) 값이란, V-bending 테스트 후 판재의 두께(t) 대비 판재의 내부 곡률 반경(R)의 비를 의미한다. 구체적으로, 판재의 내부 곡률 반경(R)/판재의 두께(t)일 수 있다. 이는 성형성의 지표와 물성의 이방성에 대한 지표로 나타낼 수 있다.
상기 마그네슘 합금 판재는, 150℃ 이상에서 압연 방향(RD)과 판재 폭 방향(TD)으로의 한계벤딩반경(LBR) 값 차이의 절대값은 0.4 내지 1.4일 수 있다.
상기 범위는 압연 방향(RD)과 판재 폭 방향(TD)의 물성의 차이가 크지 않음을 의미한다. 즉, 본 발명의 일 구현예에 의한 마그네슘 합금 판재의 물성 이방성이 우수함을 의미한다.
이에 따라 제조된 마그네슘 합금 판재의 두께는 0.8 내지 1.7mm일 수 있다. 마그네슘 합금 판재의 두께 범위가 상기와 같다면 고강도 경량을 목적으로 하는 자동차 분야 등에도 사용할 수 있다.
본 발명의 다른 일 구현예인 마그네슘 합금 판재의 제조방법은, 전체 100중량%에 대해, Al: 0.5 내지 3.5중량%, Zn: 0.5 내지 1.5중량%, Ca: 0.1 내지 1.0중량%, Mn: 0.01 내지 1.0중량%, 잔부 Mg 및 기타 불가피한 불순물을 포함하는 합금 용탕을 주조하여 주조재를 준비하는 단계, 상기 주조재를 균질화 열처리하는 단계, 상기 균질화 열처리된 주조재를 압연하여 압연재를 준비하는 단계, 및 상기 압연재를 최종 소둔하는 단계를 포함할 수 있다.
먼저, 상기 합금 용탕을 주조하여 주조재를 준비하는 단계는, 다이캐스팅, 다이렉트 칠 캐스팅(Direct chill casting), 빌렛 주조, 원심 주조, 경동 주조, 금형 중력 주조, 사형 주조(sand casting), 스트립 캐스팅 또는 이들의 조합을 통해 주조할 수 있다. 다만, 이에 제한하는 것은 아니다.
상기 주조재의 두께는 7.0mm 이상일 수 있다.
또한, 합금 용탕의 성분 및 조성을 한정한 이유는 앞서 마그네슘 합금 판재의 성분 및 조성을 한정한 이유와 같으므로 생략한다.
이후, 상기 주조재를 균질화 열처리하는 단계는 300 내지 500℃ 온도 범위에서 실시할 수 있다.
구체적으로, 4시간 내지 30시간 동안 실시할 수 있다.
더 구체적으로, 상기 주조재를 균질화 열처리하는 단계는 1차 균질화 열처리 단계, 및 2차 균질화 열처리 단계로 나뉠 수 있다.
상기 1차 균질화 열처리 단계는, 300 내지 400℃ 온도 범위에서 실시할 수 있다. 구체적으로, 1 내지 15시간 동안 실시할 수 있다.
상기 2차 균질화 열처리 단계는, 400 내지 500℃ 온도 범위에서 실시할 수 있다. 구체적으로, 1 내지 15시간 동안 실시할 수 있다.
보다 더 구체적으로, 상기 온도 및 시간 동안 균질화 열처리를 실시할 경우 주조 단계에서 발생한 응력을 해소할 수 있다. 또한, 1차 및 2차 균질화 열처리 단계로 나누어서 실시할 경우, 1차 균질화 열처리 단계에서 350℃ 이상에서 멜팅 현상이 일어나는 이차상을 용이하게 제거할 수 있다. 이에, 응력 해소 시간이 저감될 수 있다.
구체적으로, 1차 열처리 단계에서는 Mg-Al-Zn 삼원계 금속간 화합물이 용체화 될 수 있다. 1차 열처리 단계 없이 2차 열처리 단계를 바로 실시하는 경우, 상기 금속간 화합물은 초기 용융(incipient melting)이 발생하여 재료 내 기공이 발생할 수 있다.
또한, 2차 열처리 단계에서는 Mg17Al12와 같은 베타상들이 용체화 될 수 있고, 주조 시 생성된 덴드라이트 형태가 재결정립 형태로 바뀔 수 있다.
상기 균질화 열처리된 주조재를 압연하여 압연재를 준비하는 단계에서 누적 압하율이 86% 이상일 수 있다.
본 명세서에서 압하율이란, 압연 시 압연 롤을 통과하기 전의 재료의 두께와 압연 롤을 통과한 후의 재료의 두께의 차이를 압연 롤을 통과하기 전의 재료의 두께로 나눈 후 100을 곱한 것을 의미한다.
더 구체적으로, 누적 압하율이란 주조재의 두께와 최종 압연재의 두께의 차이를 주조재의 두께로 나눈 후 100을 곱한 것을 의미한다. 따라서, 누적 압하율이란, 주조재로부터 최종 압연재를 제조하기까지 실시한 총 압하율을 의미하기도 한다.
따라서, 누적 압하율이 86% 이상일 경우, 이로 인해 제조된 본 발명의 일 구현예에 따른 마그네슘 합금 판재의 결정립경이 미세할 수 있다. 구체적으로, 마그네슘 합금 판재의 평균 결정립경은 3 내지 15㎛일 수 있다.
뿐만 아니라, 누적 압하율이 상기 범위일 경우 편석대에 몰린 이차상을 분산시켜 스트링어(stringer) 발생 확률을 저감할 수 있다. 이로 인해, 압연 방향(RD)과 수직하는 방향인 판재 폭 방향(TD)으로 변형을 가할 때, 크랙을 야기하는 원인을 저감할 수 있는 것이다.
또한, 상기 압연재를 준비하는 단계는, 200 내지 400℃ 온도 범위에서 실시할 수 있다.
구체적으로, 압연 온도 범위가 상기와 같을 경우, 크랙 발생 없이 압연할 수 있다. 뿐만 아니라, 상기 온도에서 압연할 경우, 결정입계에 Ca 편석이 용이할 수 있다.
구체적으로, 압연 1회 당 0 초과 및 50% 이하의 압하율로 압연할 수 있다. 또한, 다수의 압연을 실시할 수 있다. 이에 따라, 전술한 바와 같이 누적 압하율이 86% 이상일 수 있다.
상기 압연재를 준비하는 단계는, 상기 압연재를 중간 소둔하는 단계를 더 포함할 수 있다.
상기 압연재를 중간 소둔하는 단계는, 300 내지 500℃ 온도 범위에서 실시할 수 있다. 또한, 30분 내지 10시간 동안 실시할 수 있다.
보다 구체적으로, 상기 조건으로 중간 소둔을 실시하는 경우, 압연 시 발생한 응력을 충분하게 해소할 수 있다. 보다 더 구체적으로, 압연재의 용융 온도를 초과하지 않는 범위에서, 재결정을 통해 응력을 해소할 수 있다.
마지막으로, 상기 압연재를 최종 소둔하는 단계는, 300 내지 500℃ 온도 범위에서 실시할 수 있다. 구체적으로, 10분 내지 10시간 동안 실시할 수 있다.
상기 조건에서 최종 소둔함으로써 재결정을 용이하게 형성할 수 있다.
이하, 실시예를 통해 상세히 설명한다. 단 하기의 실시예는 본 발명을 예시하는 것일 뿐, 본 발명의 내용이 하기의 실시예에 의하여 한정되는 것은 아니다.
제조예
전체 100중량%에 대해, Al: 3.0중량%, Zn: 0.8중량%, Ca: 0.6중량%, Mn: 0.3중량%, 잔부 Mg 및 기타 불가피한 불순물을 포함하는 합금 용탕을 준비하였다.
이후, 상기 용탕을 스트립 캐스팅법으로 주조하여 주조재를 준비하였다.
이후, 상기 주조재를 350℃에서 1시간 동안 1차 균질화 열처리하였다.
이후, 400 내지 500℃에서 24시간 동안 2차 균질화 열처리하였다.
이후, 상기 균질화 열처리된 주조재를 200 내지 400℃에서 압연 1회 당 15 내지 25% 의 압하율로 압연하였다. 다만, 실시예와 비교예는 각각 누적 압하율(총 압하율)이 상이하도록 압연하였다. 이는 압연 횟수로 제어하였다.
상기 압연 중간에 중간 소둔도 실시하였다. 구체적으로, 300 내지 500℃에서 1시간 동안 실시하였다.
마지막으로, 상기 압연재를 300 내지 500℃에서 1시간 동안 최종 소둔하였다.
이와 같이 제조된 마그네슘 합금 판재의 두께는 1mm였다.
이와 같이 제조된 실시예와 비교예의 인장강도(YS), 연신율(El), 한계돔높이(LDH), 및 한계벤딩반경(LBR)을 평가하여 하기 표 1에 개시하였다.
이때, 각 물성의 평가 방법은 하기와 같다.
[인장강도 측정 방법]
시험편이 파단할 때까지의 최대 인장 하중을 시험 전 시험편의 단면적으로 나눈 값을 의미한다. 구체적으로, 상온에서 일축 인장시험기를 사용하여 측정하였고, 변형 속도(strain rate)는 10-3/s 로 진행하였다.
[ 연신율 측정 방법]
인장 시험 때 재료가 늘어나는 비율로써, 시험 전 시험편의 길이 대비 변화된 시험편의 길이를 백분율로 나타낸 값을 의미한다. 구체적으로, 인장 강도 측정 조건과 동일하며, 게이지(gauge)부분의 초기 길이 대비 늘어난 길이를 측정하였다.
[에릭슨 수치 측정 방법]
가로, 세로 각각 50 내지 60mm 크기의 마그네슘 합금 판재를 사용하였으며, 판재의 겉면에는 판재와 구형 펀치간의 마찰을 감소시키기 위해 윤활제를 사용하였다.
이때, 다이 및 구형 펀치의 온도는 상온으로 하여 테스트를 실시하였다.
보다 더 구체적으로, 마그네슘 합금 판재를 상부 다이와 하부 다이 사이에 삽입한 후, 상기 판재의 외주부를 10kN의 힘으로 고정하였고, 이후 20mm의 직경을 가지는 구형 펀치를 사용하여 5mm/min의 속도로 상기 판재에 변형을 가해주었다. 이후, 상기 판재가 파단될 때까지 펀치를 삽입한 뒤, 파단 시 판재의 변형 높이를 측정하는 방식으로 수행하였다.
이렇게 측정한 판재의 변형 높이를 에릭슨 값 또는 한계돔높이(LDH)라고 한다.
[한계 굽힘 반경(V-bending)측정 방법]
V-bending 테스트에 따른 결과를 한계굽힘반경(LBR) 이라고 한다. 구체적으로, 테스트 후 판재의 내부 곡률 반경(R)/판재의 두께(t) 값을 의미한다.
구체적으로, 다이와 펀치로 구성되는 장치에 히팅이 가능하도록 열선을 각각 설치하여 타겟 온도까지 온도를 제어한다. 다이와 펀치는 모두 90° 각도를 가지고 있을 수 있다. 펀치의 종류는 곡률 반경이 0R에서부터 9R까지 다양하다.
상기 장치를 이용하여 판재를 벤딩한 후, 크랙 없이 벤딩되는 펀치의 R을 도출한다. 이때, 펀치의 벤딩 속도는 초당 30 내지 60mm로 측정하였다.
사용한 장치는 기계식 60ton servo press를 이용하였고, 펀치와 다이가 포함된 V-bending금형을 press에 설치하여 사용하였다.
구분 누적
압하율(%)		 주조두
께(mm)		 방향 상온(Room temperature) 상온(RT) 150℃ 200℃ 250℃
LDH(mm) YS(Mpa) El.(%) LBR(Limited bending radius)(R/t)
비교예 1 76.7 4.3 RD 6.5 143 23.5 1.8 1.5 0.9 0.4
TD 132 15.2 4.1 3.1 2.7 2.7
비교예 2 85.7 7.0 RD 6.8 151 26.5 3.6 1.5 0.4-0.9 0.4
TD 142 18.3 4.0-4.5 2.5 1.8 1.2
실시예 1 89.2 9.3 RD 7.2 136 25.0 2.1 0 0 0
TD 123 23.1 2.5 1.25 0-0.4 0-0.4
실시예와 비교예의 누적 압하율에 따른 마그네슘 합금 판재의 물성을 표 1에 개시하였다.
표 1에 개시된 바와 같이, 누적 압하율이 증가할수록 압연 방향(RD)과 판재 폭 방향(TD)에 대한 물성의 차이가 감소하는 것을 확인할 수 있다. 뿐만 아니라, 누적 압하율이 증가할수록 한계돔높이(LDH)값도 증가하는 것을 알 수 있다. 구체적으로, 누적 압하율이 89.2%로 가장 높은 실시예 1의 한계돔높이(LDH) 값이 7.2mm 로 가장 우수하였다.
뿐만 아니라, 실시예 1은 150℃ 이상에서 압연 방향(RD)의 한계굽힘반경(LBR) 값이 0이며 판재 폭 방향(TD)의 한계굽힘반경(LBR) 값이 1.25 이하인 것을 알 수 있다.
한계굽힘반경(LBR) 값이 낮다는 것은 극심(severe)한 벤딩 조건에서 잘 견딜 수 있음을 의미한다.
이에 따라, 본 발명에 의한 실시예에 따른 마그네슘 합금 판재는 성형성 및 이방성이 모두 우수한 것을 알 수 있다.
이와 같은 결과는 도면을 통해서도 확인할 수 있다.
도 2는 실시예 1의 미세조직을 SEM으로 관찰하여 나타낸 것이다.
표 1에서 실시예 1은 누적 압하율이 89.2%였다. 그 결과 도 2에 도시된 바와 같이, 압연 방향(RD)으로의 길이가 최대 50㎛를 초과하거나, 판재 폭 방향(TD)으로의 두께가 최대 1㎛를 초과하는 이차상 스트링어(Stringer)가 관찰되지 않는 것을 육안으로 확인할 수 있다.
더 구체적으로, 일부 이차상(흰색점)이 뭉쳐 있는 것을 확인할 수 있으나, 압연 방향(RD)으로의 길이가 50㎛ 이하이거나 판재 폭 방향(TD)으로의 두께가 1㎛ 이하인 것을 알 수 잇다.
도 3은 비교예 1의 미세조직을 SEM으로 관찰하여 나타낸 것이다.
도 3에 도시된 바와 같이, 비교예 1은 흰색점과 같은 이차상 스트링어(stringder)가 압연 방향(RD)으로 길게 뭉쳐 있는 형태를 확인할 수 있다.
이로부터 비교예 1의 압연 방향(RD)과 판재 폭 방향(TD)의 물성의 차이가 가장 큰 이유를 도출할 수 있다.
도 4는 실시예 1의 이차상 스트링어(stringder)가 포함된 지점을 확대 후 SEM으로 관찰한 사진과, 이차상의 EDS 분석 결과를 나타낸 것이다.
도 5는 비교예 1의 이차상 스트링어(stringder)가 포함된 지점을 확대 후 SEM으로 관찰한 사진과, 이차상의 EDS 분석 결과를 나타낸 것이다.
도 5에 도시된 바와 같이, 비교예 1의 이차상 스트링어(stringder)의 성분을 EDS로 분석한 결과, Al2Ca 또는 Al8Mn5가 가장 많은 것을 확인할 수 있다.
구체적으로, 판재 폭 방향(TD)으로 변형 시 상기와 같은 이차상이 모여 압연 방향(RD)으로 형성된 스트링어(stringer)를 따라 크랙이 발생할 수 있는 것이다. 따라서, 비교예 1의 압연 방향(RD)과 판재 폭 방향(TD)의 물성의 차이가 가장 큰 이유를 도출할 수 있다.
도 6은 비교예 1, 비교예 2 및 2의 누적 압하율에 따른 벤딩성을 그래프로 나타낸 것이다.
도 6에 도시된 바와 같이, 상온과 200℃에서 압연 방향(RD)과 판재 폭 방향(TD)의 물성의 차이가 제일 적은 것은 실시예 1임을 확인할 수 있다.
더 구체적으로, 누적 압하율이 클수록 압연 방향(RD)과 판재 폭 방향(TD)의 물성의 차이가 적어지는 것을 알 수 있다.
이상 첨부된 도면을 참조하여 본 발명의 실시예를 설명하였지만, 본 발명이 속하는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 자는 본 발명이 그 기술적 사상이나 필수적인 특징을 변경하지 않고서 다른 구체적인 형태로 실시될 수 있다는 것을 이해할 수 있을 것이다.
그러므로 이상에서 기술한 실시예들은 모든 면에서 예시적인 것이며 한정적이 아닌 것으로 이해해야만 한다. 본 발명의 범위는 상기 상세한 설명보다는 후술하는 특허청구범위에 의하여 나타내어지며, 특허청구범위의 의미 및 범위 그리고 그 균등 개념으로부터 도출되는 모든 변경 또는 변경된 형태가 본 발명의 범위에 포함되는 것으로 해석되어야 한다.

Claims (22)

  1. 마그네슘 합금 판재 전체 100중량%에 대해, Al: 0.5 내지 3.5중량%, Zn: 0.5 내지 1.5중량%, Ca: 0.1 내지 1.0중량%, Mn: 0.01 내지 1.0중량%, 잔부 Mg 및 기타 불가피한 불순물을 포함하고,
    상기 마그네슘 합금 판재의 평균 결정립경은 3 내지 15㎛이고,
    150℃ 이상에서 압연 방향(RD)으로의 한계벤딩반경(LBR) 값이 0.5 R/t 이하인 마그네슘 합금 판재.
  2. 제1항에서,
    상기 마그네슘 합금 판재는 스트링어(stringer)를 포함하고,
    스트링어(stringer)의 압연 방향(RD)으로의 길이는 최대 50㎛이하인 마그네슘 합금 판재.
  3. 제2항에서,
    상기 마그네슘 합금 판재에서 스트링어(stringer)의 판재 폭 방향(TD)으로의 두께는 최대 1㎛ 이하인 마그네슘 합금 판재.
  4. 삭제
  5. 제1항에서,
    상기 마그네슘 합금 판재는,
    150℃ 이상에서 판재 폭 방향(TD)으로의 한계벤딩반경(LBR) 값이 1.5 R/t 이하인 마그네슘 합금 판재.
  6. 제5항에서,
    상기 마그네슘 합금 판재는,
    150℃ 이상에서 압연 방향(RD)과 판재 폭 방향(TD)으로의 한계벤딩반경(LBR) 값 차이의 절대값은 0.4 내지 1.4인 마그네슘 합금 판재.
  7. 제6항에서,
    상기 마그네슘 합금 판재의 두께는 0.8 내지 1.7mm 인 마그네슘 합금 판재.
  8. 전체 100중량%에 대해, Al: 0.5 내지 3.5중량%, Zn: 0.5 내지 1.5중량%, Ca: 0.1 내지 1.0중량%, Mn: 0.01 내지 1.0중량%, 잔부 Mg 및 기타 불가피한 불순물을 포함하는 합금 용탕을 주조하여 주조재를 준비하는 단계;
    상기 주조재를 균질화 열처리하는 단계;
    상기 균질화 열처리된 주조재를 압연하여 압연재를 준비하는 단계; 및
    상기 압연재를 최종 소둔하는 단계를 포함하고,
    상기 압연재를 준비하는 단계에서,
    누적 압하율이 86% 이상이고,
    상기 주조재를 균질화 열처리하는 단계는,
    1차 균질화 열처리 단계; 및
    2차 균질화 열처리 단계를 포함하는 마그네슘 합금 판재의 제조방법.
  9. 제8항에서,
    상기 주조재를 균질화 열처리하는 단계는,
    300 내지 500℃ 온도 범위에서 실시하는 마그네슘 합금 판재의 제조 방법.
  10. 제9항에서,
    상기 주조재를 균질화 열처리하는 단계는.
    4 내지 30시간 동안 실시하는 마그네슘 합금 판재의 제조 방법.
  11. 삭제
  12. 제8항에서,
    상기 1차 균질화 열처리 단계는,
    300 내지 400℃ 온도 범위에서 실시하는 마그네슘 합금 판재의 제조 방법.
  13. 제12항에서,
    상기 1차 균질화 열처리 단계는,
    1 내지 15시간 동안 실시하는 마그네슘 합금 판재의 제조 방법.
  14. 제8항에서,
    상기 2차 균질화 열처리 단계는,
    400 내지 500℃ 온도 범위에서 실시하는 마그네슘 합금 판재의 제조 방법.
  15. 제14항에서,
    상기 2차 균질화 열처리 단계는,
    1 내지 15시간 동안 실시하는 마그네슘 합금 판재의 제조 방법.
  16. 제8항에서,
    상기 압연재를 준비하는 단계는,
    200 내지 400℃ 온도 범위에서 실시하는 마그네슘 합금 판재의 제조방법.
  17. 제16항에서,
    상기 압연재를 준비하는 단계는,
    압연 1회 당 0 초과 및 50% 이하의 압하율로 압연하는 마그네슘 합금 판재의 제조 방법.
  18. 제8항에서,
    상기 압연재를 준비하는 단계는,
    상기 압연재를 중간 소둔하는 단계를 더 포함하는 마그네슘 합금 판재의 제조방법.
  19. 제18항에서,
    상기 압연재를 중간 소둔하는 단계는,
    300 내지 500℃ 온도 범위에서 실시하는 마그네슘 합금 판재의 제조방법.
  20. 제19항에서,
    상기 압연재를 중간 소둔하는 단계는,
    30분 내지 10시간 동안 실시하는 마그네슘 합금 판재의 제조방법.
  21. 제8항에서,
    상기 압연재를 최종 소둔하는 단계는,
    300 내지 500℃ 온도 범위에서 실시하는 마그네슘 합금 판재의 제조방법.
  22. 제21항에서,
    상기 압연재를 최종 소둔하는 단계는,
    10분 내지 10시간 동안 실시하는 마그네슘 합금 판재의 제조방법.
KR1020170180115A 2017-12-26 2017-12-26 마그네슘 합금 판재 및 이의 제조방법 KR102043786B1 (ko)

Priority Applications (6)

Application Number Priority Date Filing Date Title
KR1020170180115A KR102043786B1 (ko) 2017-12-26 2017-12-26 마그네슘 합금 판재 및 이의 제조방법
PCT/KR2018/016511 WO2019132453A1 (ko) 2017-12-26 2018-12-21 마그네슘 합금 판재 및 이의 제조방법
JP2020535012A JP7157158B2 (ja) 2017-12-26 2018-12-21 マグネシウム合金板材およびその製造方法
EP18897055.2A EP3733889B1 (en) 2017-12-26 2018-12-21 Magnesium alloy sheet and method for producing same
CN201880083869.3A CN111527220A (zh) 2017-12-26 2018-12-21 镁合金板材及其制造方法
US16/954,377 US11773472B2 (en) 2017-12-26 2018-12-21 Magnesium alloy sheet and method for producing same

Applications Claiming Priority (1)

Application Number Priority Date Filing Date Title
KR1020170180115A KR102043786B1 (ko) 2017-12-26 2017-12-26 마그네슘 합금 판재 및 이의 제조방법

Publications (2)

Publication Number Publication Date
KR20190078281A KR20190078281A (ko) 2019-07-04
KR102043786B1 true KR102043786B1 (ko) 2019-11-12

Family

ID=67067825

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
KR1020170180115A KR102043786B1 (ko) 2017-12-26 2017-12-26 마그네슘 합금 판재 및 이의 제조방법

Country Status (6)

Country Link
US (1) US11773472B2 (ko)
EP (1) EP3733889B1 (ko)
JP (1) JP7157158B2 (ko)
KR (1) KR102043786B1 (ko)
CN (1) CN111527220A (ko)
WO (1) WO2019132453A1 (ko)

Families Citing this family (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
EP3561095B1 (en) * 2016-12-22 2023-06-14 POSCO Co., Ltd Method for manufacturing magnesium alloy sheet
WO2021214890A1 (ja) * 2020-04-21 2021-10-28 住友電気工業株式会社 マグネシウム合金板材、プレス成形体、及びマグネシウム合金板材の製造方法
CN114908278A (zh) * 2021-02-08 2022-08-16 通用汽车环球科技运作有限责任公司 镁合金和锻造组件

Citations (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2008081773A (ja) 2006-09-26 2008-04-10 Sumitomo Electric Ind Ltd マグネシウム合金材及びその製造方法

Family Cites Families (18)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP3558628B2 (ja) * 2002-06-05 2004-08-25 住友電工スチールワイヤー株式会社 マグネシウム合金板およびその製造方法
JP4306547B2 (ja) * 2004-06-30 2009-08-05 住友電気工業株式会社 マグネシウム合金板及びその製造方法
JP4991280B2 (ja) 2006-12-28 2012-08-01 三菱アルミニウム株式会社 マグネシウム合金薄板の製造方法
KR101078308B1 (ko) * 2008-05-19 2011-10-31 포항공과대학교 산학협력단 고강도 마그네슘 합금 판재 및 그 제조방법
KR101303585B1 (ko) 2010-11-23 2013-09-11 포항공과대학교 산학협력단 상온성형성이 우수한 마그네슘 합금 판재 및 그 제조방법
CN102989764B (zh) 2012-12-05 2015-01-14 河海大学 一种超细晶镁合金薄板的高成材率加工方法
KR101626820B1 (ko) * 2013-12-05 2016-06-02 주식회사 포스코 마그네슘 합금 판재 및 이의 제조 방법
CN103909382B (zh) 2014-01-18 2016-01-20 中南大学 一种大直径中强耐热镁合金厚壁筒形件成形工艺
JP6465338B2 (ja) 2014-10-15 2019-02-06 住友電気工業株式会社 マグネシウム合金、マグネシウム合金板、マグネシウム合金部材、及びマグネシウム合金の製造方法
KR101607258B1 (ko) * 2014-12-24 2016-03-29 주식회사 포스코 마그네슘 합금 판재 및 그 제조방법
WO2017035072A1 (en) * 2015-08-21 2017-03-02 University Of Pittsburgh-Of The Commonwealth System Of Higher Education Degradable magnesium-based implant devices for bone fixation
CN105385912A (zh) * 2015-11-13 2016-03-09 无锡清杨机械制造有限公司 一种镁合金薄板及其制备方法
KR101751521B1 (ko) * 2015-12-24 2017-06-27 주식회사 포스코 마그네슘 합금 판재 제조방법
CN108472699B (zh) 2015-12-23 2021-12-28 株式会社Posco 镁合金板材及其制造方法
KR20170075407A (ko) * 2015-12-23 2017-07-03 주식회사 포스코 마그네슘 합금판, 및 그 제조방법
CN105628642A (zh) 2016-01-08 2016-06-01 上海理工大学 一种提高太赫兹光学检测系统频谱信噪比的方法
EP3561095B1 (en) 2016-12-22 2023-06-14 POSCO Co., Ltd Method for manufacturing magnesium alloy sheet
JP7116394B2 (ja) 2017-02-28 2022-08-10 国立研究開発法人物質・材料研究機構 マグネシウム合金及びマグネシウム合金の製造方法

Patent Citations (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2008081773A (ja) 2006-09-26 2008-04-10 Sumitomo Electric Ind Ltd マグネシウム合金材及びその製造方法

Also Published As

Publication number Publication date
EP3733889C0 (en) 2024-03-20
WO2019132453A1 (ko) 2019-07-04
EP3733889A1 (en) 2020-11-04
US20210079503A1 (en) 2021-03-18
JP2021508002A (ja) 2021-02-25
US11773472B2 (en) 2023-10-03
EP3733889B1 (en) 2024-03-20
JP7157158B2 (ja) 2022-10-19
EP3733889A4 (en) 2021-03-03
CN111527220A (zh) 2020-08-11
KR20190078281A (ko) 2019-07-04

Similar Documents

Publication Publication Date Title
JP6368087B2 (ja) アルミニウム合金線材、アルミニウム合金線材の製造方法、及びアルミニウム合金部材
JP6758383B2 (ja) マグネシウム合金板材、およびその製造方法
EP2644728A2 (en) Magnesium alloy sheet having superior formability at room temperature, and method for manufacturing same
US11566311B2 (en) Aluminum alloy foil, and method for producing aluminum alloy foil
EP2453031B1 (en) Magnesium alloy plate
KR102043786B1 (ko) 마그네슘 합금 판재 및 이의 제조방법
WO2019008784A1 (ja) アルミニウム合金箔およびアルミニウム合金箔の製造方法
US10125410B2 (en) Heat resistant aluminum base alloy and wrought semifinsihed product fabrication method
JP2010121165A (ja) マグネシウム合金板材とその製造方法
KR102178806B1 (ko) 마그네슘 합금 판재 및 이의 제조방법
EP3561095B1 (en) Method for manufacturing magnesium alloy sheet
JP2008062255A (ja) キャビティ発生の少ないＡｌ−Ｍｇ−Ｓｉ系アルミニウム合金板の超塑性成形方法およびＡｌ−Ｍｇ−Ｓｉ系アルミニウム合金成形板
KR102043287B1 (ko) 마그네슘 합금 판재 및 이의 제조방법
JP4542004B2 (ja) 成形用アルミニウム合金板
KR101252784B1 (ko) 고강도 고성형성 마그네슘 합금 판재 및 그 제조방법
KR101610360B1 (ko) 마그네슘 합금판, 및 이의 제조방법
KR101937928B1 (ko) 마그네슘 합금 판재 및 이의 제조방법
JP2019044270A (ja) アルミニウム合金箔およびアルミニウム合金箔の製造方法
JP3835707B2 (ja) 成形用Ａｌ−Ｍｇ系合金板の製造方法
JP6345016B2 (ja) 熱間成形用アルミニウム合金板及びその製造方法
KR20200036420A (ko) 마그네슘 합금 판재 및 이의 제조방법
DE102008015096A1 (de) Verfahren zur Herstellung von Gießformteilen sowie nach dem Verfahren hergestellte Gießformteile

Legal Events

Date Code Title Description
A201 Request for examination
E902 Notification of reason for refusal
E701 Decision to grant or registration of patent right
GRNT Written decision to grant