KR20090086401A - 고영률 강판, 용융 아연 도금 강판, 합금화 용융 아연 도금 강판 및 이들의 제조 방법 - Google Patents

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Abstract

본 발명은, 실질적으로, 질량％로, C : 0.005 내지 0.200％, Si : 2.50％ 이하, Mn : 0.10 내지 3.00％, N : 0.0100％ 이하, Nb : 0.005 내지 0.100％, Ti : 0.002 내지 0.150％를 함유하고, 또한 Ti―48/14×N ≥ 0.0005의 관계를 만족하는 성분 조성을 갖고, 1/6판 두께부의, {100}<001> 방위와 {110}<001> 방위의 X선 랜덤 강도비의 합이 5 이하이고, {110}<111> 내지 {110}<112> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 최대값과 {211}<111> 방위의 X선 랜덤 강도비의 합이 5 이상이고, 정적 인장법으로 측정된 압연 방향의 영률이 높은 강판 및 그 제조 방법을 제공한다.
고영률 강판, 정적 영률, 동적 영률, 강, 전단 변형

Description

고영률 강판 및 그 제조 방법{HIGH YOUNG'S MODULUS STEEL PLATE AND PROCESS FOR PRODUCTION THEREOF}
본 발명은 고영률 강판 및 그 제조 방법에 관한 것이다.
철의 영률과 결정 방위의 상관 관계는 매우 강하여, 예를 들어 <111> 방향의 영률은, 이상적으로는 280㎬를 초과하고, <110> 방향의 영률은 약 220㎬이다. 한편, <100> 방향의 영률은 130㎬ 정도이고, 결정 방위에 의해 영률은 변화된다. 또한, 강재의 결정 방위가, 특정의 방위로의 배향을 갖지 않는 경우, 즉 집합 조직이 랜덤한 강판의 영률은 약 205㎬이다.
지금까지, 집합 조직을 제어하고, 압연 방향에 대해 직각인 방향(폭 방향이라 함)의 영률을 높인 강판에 관해, 다수의 기술이 제안되어 있다. 또한, 강판의 압연 방향과 폭 방향의 영률을 동시에 높이는 기술에 대해서는, 예를 들어 일본 특허 출원 공개 평4-147917호 공보에 의해, 일정 방향으로의 압연에 부가하여, 그것과 직각 방향의 압연을 실시하는 후강판의 제조 방법이 제안되어 있다. 이와 같은, 압연의 방향을 도중에 변화시키는 방법은, 후강판의 압연 공정에서는 비교적 간단하게 행할 수 있다.
그러나, 후강판을 제조하는 경우라도, 강판의 폭 및 길이에 따라서는, 압연 방향을 일정하게 할 수밖에 없는 경우도 있다. 또한, 특히 박 강판의 경우에는, 강편을 연속적으로 압연하여 강대(鋼帶)로 하는 연속 열연 프로세스에 의해 제조되는 일이 많기 때문에, 압연의 방향을 도중에 변화시키는 기술은 현실적이지 않다. 또한, 연속 열연 프로세스에 의해 제조되는 박강판의 폭은 최대라도 2m 정도이다. 그로 인해, 예를 들어 건재 등의 2m 초과의 긴 부재에 영률이 높은 강판을 적용하기 위해서는, 압연 방향의 영률을 높일 필요가 있다.
이와 같은 요구에 대해, 본 발명자들의 일부는, 강판의 표층부에 전단 변형을 부여하고, 표층부의 압연 방향의 영률을 높이는 방법을 제안하고 있다(예를 들어, 일본 특허 출원 공개 제2005-273001호 공보, 국제 공개 제06-011503호, 일본 특허 출원 공개 제2007-46146호 공보, 일본 특허 출원 공개 제2007-146275호 공보).
이들 특허 문헌에 제안되어 있는 방법에 의해 얻어지는 강판은, 표층부에 압연 방향의 영률을 높이는 집합 조직을 발달시킨 것이다. 그로 인해, 이들 강판은 표층부의 영률이 높고, 진동법에 의해 측정한 영률이 230㎬ 초과라는 높은 수치를 나타낸다.
영률의 측정법 중 하나인 진동법은, 주파수를 변화시키면서 강판에 굽힘 변형을 부여하여, 공진이 일어나는 주파수를 구하고, 그것을 영률로 환산하는 측정 방법이다. 이와 같은 방법으로 측정된 영률은 동적 영률이라고도 불리고, 굽힘 변형시에 얻어지는 영률이며, 굽힘 모멘트가 큰 표층부의 기여가 크다.
그러나, 예를 들어 긴 빔이나 기둥 등의 건재나, 자동차의 구조 부재인 필러 나 멤버와 같은 긴 프레임 부재에 하중이 부하되는 경우, 이들에 작용하는 응력은 인장 응력 및 압축 응력이고, 굽힘 응력은 아니다. 또한, 자동차의 구조 부재에는 충돌 안전성의 관점으로부터, 압축 변형을 받았을 때의 높은 충격 흡수 에너지 능력이 요구된다. 그로 인해, 부재로서의 충격 흡수 에너지를 향상시키기 위해서는, 인장 응력 및 압축 응력에 대한 강성을 확보하는 것이 필요하다. 이와 같은 요구에 대해, 부재의 길이 방향의, 인장 응력 및 압축 응력에 대한 영률을 높이는 것이 유효하다.
따라서, 이와 같은 인장 응력 및 압축 응력이 작용하는 부재의 영률에 대해서는, 진동법이 아닌, 정적 인장법으로 측정된 영률, 즉 정적 영률을 높이는 것이 매우 중요해진다. 정적 영률은, 인장 시험을 행했을 때에 얻어지는 응력―변형선의 탄성 변형 영역에서의 기울기로부터 구해지는 영률이고, 영률이 높은 층과 낮은 층의 두께의 비만으로 결정되는 재료 전체로서의 영률이다.
압연 방향의 정적 영률을 높이기 위해서는, 표층으로부터 판 두께 방향의 깊은 부위까지의 집합 조직을 제어할 필요가 있다. 또한, 표층으로부터 판 두께 중심 부위까지의 전체 판 두께에서의 집합 조직을 제어하는 것이, 보다 바람직하다.
그러나, 상기한 특허 문헌에 제안되어 있는 방법에서는, 압연시에 판 두께의 중앙부까지 전단 변형을 도입하는 것은 곤란했다. 또한, 성분이나 제조 조건에 따라서는, 판 두께 중심부의 집합 조직에는 압연 방향의 영률을 저하시키는 방위가 발달할 가능성도 있다.
그로 인해, 진동법으로 측정한 영률에 대해서는 230㎬ 이상까지 높일 수 있 기는 하나, 정적 인장법으로 측정한 영률은 반드시 높은 것은 아니다. 즉, 정적 인장법으로 측정되는 압연 방향의 영률이 220㎬ 이상인 강판은 존재하지 않았다.
본 발명은 건축 자재나 자동차 부재 등 긴 부재에 사용한 경우에, 길이 방향의 정적 인장법으로 측정되는 영률이 220㎬ 이상인 바와 같은, 압연 방향의 영률이 높은, 고영률 강판 및 그 제조 방법을 제공하는 것이다.
그런데, 결정 방위는 통상 {hkl}<uvw>라는 표시로 나타내어지고, {hkl}이 판면 방위, <uvw>가 압연 방향의 방향을 나타낸다. 따라서, 압연 방향에서 높은 영률을 얻기 위해서는 압연 방향의 방위인 <uvw>가 가능한 한 영률이 높은 방향으로 갖추어지도록 제어할 필요가 있다.
본 발명자들은, 이 원리를 기초로 하여, 정적 인장법으로 측정된 압연 방향의 영률이 220㎬ 이상인 고영률 강판을 얻기 위해 검토를 행했다.
그 결과, 압연 방향의 정적 영률을 향상시키기 위해서는, Nb를 첨가하고, Ti과 N를 소정량 함유시켜 오스테나이트상(이하, γ상이라 함)에서의 재결정을 억제하는 것이 중요하고, 또한 B를 복합 첨가하면 효과가 현저한 것, 또한 열간 압연에 있어서는, 압연 온도와, 압연 롤의 입구측 및 출구측에서의 판 두께와 압연 롤의 직경으로부터 구해지는 형상비가 중요하고, 이들을 적정한 범위로 제어함으로써, 강판의 표면에 있어서 전단 변형이 부여된 층의 두께가 증대되고, 표면으로부터 판 두께 방향으로의 거리가 판 두께의 1/6인 부위(1/6판 두께부라 함)의 부근에 형성되는 집합 조직도 최적화되는 것을 새롭게 발견했다.
또한, 열간 가공을 받는 γ상의 변형 거동에 영향을 미치는 적층 결함 에너지와 변태 후의 집합 조직 사이에는 상관이 있고, 표층으로부터 1/6판 두께부, 및 판 두께 방향의 중앙부(1/2판 두께부라 함) 근방의, 집합 조직에 영향을 미친다. 따라서, 표층과 판 두께 중앙부의 양쪽에 있어서, 압연 방향의 영률이 향상하는 방위를 발달시킨 집합 조직을 얻기 위해서는, γ상의 적층 결함 에너지에 영향을 미치는 Mn, Mo, W, Ni, Cu, Cr의 관계를 최적화하는 것이 중요하다는 지식도 얻었다.
본 발명은, 이와 같은 지식을 기초로 하여 이루어진 것이고, 그 요지는 이하와 같다.
(1) 질량％로, C : 0.005 내지 0.200％, Si : 2.50％ 이하, Mn : 0.10 내지 3.00％, P : 0.150％ 이하, S : 0.0150％ 이하, Al : 0.150％ 이하, N : 0.0100％ 이하, Nb : 0.005 내지 0.100％, Ti : 0.002 내지 0.150％를 함유하고, 하기 식 1을 만족하고, 잔량부가 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지고, 강판의 표면으로부터의 판 두께 방향의 거리가 판 두께의 1/6인 위치의, {100}<001> 방위의 X선 랜덤 강도비와 {110}<001> 방위의 X선 랜덤 강도비의 합이 5 이하이고, {110}<111> 내지 {110}<112> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 최대값과 {211}<111> 방위의 X선 랜덤 강도비의 합이 5 이상인 것을 특징으로 하는 고영률 강판.
[식 1]
Figure 112009026986037-PCT00001
여기서, Ti, N는 각 원소의 함유량[질량％]이다.
(2) 하기 식 2를 만족하는 것을 특징으로 하는 상기 (1)에 기재된 고영률 강판.
[식 2]
Figure 112009026986037-PCT00002
여기서, Mn, Mo, W, Ni, Cu, Cr은 각 원소의 함유량[질량％]이다.
(3) 질량％로, Mo : 0.01 내지 1.00％, Cr : 0.01 내지 3.00％, W : 0.01 내지 3.00％, Cu : 0.01 내지 3.00％, Ni : 0.01 내지 3.00％의 1종 또는 2종 이상을 함유하는 것을 특징으로 하는 상기 (1) 또는 (2)에 기재된 고영률 강판.
(4) 질량％로, B : 0.0005 내지 0.0100％를 함유하는 것을 특징으로 하는 상기 (1) 내지 (3) 중 어느 하나에 기재된 고영률 강판.
(5) 질량％로, Ca : 0.0005 내지 0.1000％, Rem : 0.0005 내지 0.1000％, V : 0.001 내지 0.100％의 1종 또는 2종 이상을 함유하는 것을 특징으로 하는 상기 (1) 내지 (4) 중 어느 하나에 기재된 고영률 강판.
(6) 강판의 판 두께 방향의 중앙부의, {332}<113> 방위의 X선 랜덤 강도비 (A)가 15 이하, {225}<110> 방위의 X선 랜덤 강도비 (B)가 5 이상, 또한 (A)/(B) ≤ 1.00을 만족하는 것을 특징으로 하는 상기 (1) 내지 (5) 중 어느 하나에 기재된 고영률 강판.
(7) 강판의 판 두께 방향의 중앙부의, {332}<113> 방위의 X선 랜덤 강도비 (A)가 15 이하, {001}<110> 방위의 X선 랜덤 강도비와 {112}<110> 방위의 X선 랜덤 강도비의 단순 평균값 (C)가 5 이상, 또한 (A)/(C) ≤ 1.10을 만족하는 것을 특징으로 하는 상기 (1) 내지 (6) 중 어느 하나에 기재된 고영률 강판.
(8) 정적 인장법으로 측정된 압연 방향의 영률이 220㎬ 이상인 것을 특징으로 하는 상기 (1) 내지 (7) 중 어느 하나에 기재된 고영률 강판.
(9) 상기 (1) 내지 (8) 중 어느 하나에 기재된 고영률 강판에, 용융 아연 도금이 실시되어 있는 것을 특징으로 하는 용융 아연 도금 강판.
(10) 상기 (1) 내지 (8) 중 어느 하나에 기재된 고영률 강판에, 합금화 용융 아연 도금이 실시되어 있는 것을 특징으로 하는 합금화 용융 아연 도금 강판.
(11) 상기 (1) 내지 (5) 중 어느 하나에 기재된 화학 성분을 갖는 강편에, 1100℃ 이하, 최종 패스까지의 압하율을 40％ 이상으로 하고, 하기 식 3에 의해 구해지는 형상비 X가 2.3 이상인 압연을 2 패스 이상으로 하고, 최종 패스의 온도를 Ar3 변태점 이상 900℃ 이하로 하는 열간 압연을 실시하고, 700℃ 이하에서 권취하는 것을 특징으로 하는 고영률 강판의 제조 방법.
[식 3]
Figure 112009026986037-PCT00003
여기서, 1d(압연 롤과 강판의 접촉 호 길이) : √[L × (hin － hout)/2]
1d : (hin ＋ hout)/2
L : 압연 롤의 직경
hin : 압연 롤 입구측의 판 두께
hout : 압연 롤 출구측의 판 두께
(12) 하기 식 5에 의해 계산되는 유효 변형량 ε*가 0.4 이상으로 되도록 열간 압연을 행하는 것을 특징으로 하는 상기 (11)에 기재된 고영률 강판의 제조 방법.
[식 5]
Figure 112009026986037-PCT00004
여기서, n은 마무리 열연의 압연 스탠드수, εj는 j번째의 스탠드에서 가해진 변형, εn은 n번째의 스탠드에서 가해진 변형, ti는 i 내지 i+1번째의 스탠드 사이의 주행 시간[s], τi는 기체 상수(R)(= 1.987)와 1번째의 스탠드의 압연 온도(Ti)[K]에 의해 하기 식 6으로 계산할 수 있다.
[식 6]
Figure 112009026986037-PCT00005
(13) 열간 압연의, 적어도 1 패스 이상의 이주속률(異周速率)을 1％ 이상으로 하는 것을 특징으로 하는 상기 (11) 또는 (12)에 기재된 고영률 강판의 제조 방법.
(14) 상기 (11) 내지 (13) 중 어느 하나에 기재된 방법으로 제조한 강판의 표면에 용융 아연 도금을 실시하는 것을 특징으로 하는 용융 아연 도금 강판의 제조 방법.
(15) 상기 (11) 내지 (13) 중 어느 하나에 기재된 방법으로 제조한 강판의 표면에 용융 아연 도금을 실시한 후, 450 내지 600℃까지의 온도 범위에서 10s 이상의 열처리를 행하는 것을 특징으로 하는 합금화 용융 아연 도금 강판의 제조 방법.
이상과 같은 본 발명에 의해, 정적 인장법으로 측정된 압연 방향의 정적 영률이 향상된 고영률 강판을 얻을 수 있다.
도 1은 본 발명의 식 2의 값과 압연 방향의 정적 영률의 관계를 나타내는 도면이다.
도 2는 오일러각(φ2) = 45°단면에서의 결정 방위 분포 함수(ODF)와 주된 방위를 나타내는 도면이다.
강판의 판 두께 방향으로 집합 조직이 변화되고, 표층과 판 두께 방향의 중앙부에서의 집합 조직이 다른 경우, 인장 변형과 굽힘 변형에서는 강성, 즉 영률이 반드시 일치하지 않는다. 이것은, 인장 변형의 강성이 강판의 판 두께 전체면의 집합 조직에 영향을 받는 특성이고, 굽힘 변형의 강성이 강판의 표층부의 집합 조직에 영향을 받는 특성인 것에 기인한다.
본 발명은, 표면으로부터 판 두께 방향으로의 거리가 판 두께의 1/6인 부위까지의 집합 조직을 최적화하여, 압연 방향의 영률을 높인 강판이다.
따라서, 압연 방향의 영률에 기여하는 집합 조직이, 적어도 1/8판 두께부보다도 깊은 위치인 1/6판 두께부까지 발달하고 있다. 압연 방향의 영률을 높인 영역의 두께를 증대시킴으로써, 굽힘 변형뿐만 아니라, 인장 변형 및 압축 변형에 대한 영률도 높일 수 있다.
또한, 표층뿐만 아니라, 1/6판 두께부까지 전단 변형을 도입하기 위해, 1 패스의 열간 압연의 전후의 강판의 판 두께와 압연 롤의 직경에 의해 결정되는 형상비를 높임으로써 제조되는 것이다.
본 발명의 강판은, 적어도 표층으로부터 1/6판 두께부까지의 부위에, 압연 방향의 영률을 높이는 방위를 집적시켜, 영률을 저하시키는 방위의 집적을 억제하는 것이고, 표층뿐만 아니라, 1/6판 두께부까지의 압연 방향의 정적 영률이 높고, 인장 변형에서의 강성이 높다. 또한, 표층으로부터 1/6판 두께부까지의 부위에, 압연 방향의 영률을 높이는 방위를 집적시킴으로써, 영률을 저하시키는 방위의 집적도 억제되고 있다.
본 발명의 강판은, 구체적으로는, 1/6판 두께부의, {100}<001> 방위의 X선 랜덤 강도비와 {110}<001> 방위의 X선 랜덤 강도비의 합이 5 이하이고, {110}<111> 내지 {110}<112> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 최대값과 {112}<111> 방위의 X선 랜 덤 강도비의 합이 5 이상이다. 본 발명의 강판은, 열간 압연에 있어서, 강판의 표층으로부터 적어도 1/6판 두께부까지 전단력을 작용시킴으로써 얻어진다.
열간 압연의 전단력을 강판의 1/6판 두께부까지 작용시키기 위해서는, 열간 압연의 전체 패스수 중, 적어도 2 패스에서, 다음 식에서 규정하는 형상비 X가 2.3 이상을 만족할 필요가 있는 것을 본 발명자들은 발견했다.
형상비 X는, 하기 식 3에 나타낸 바와 같이, 롤과 강판의 접촉 호 길이와 평균 판 두께의 비이다. 이 형상비 X의 값이 클수록, 강판의 판 두께 방향의 보다 깊은 부분에까지, 전단력이 작용하는 것은, 본 발명자들이 새롭게 얻은 지식이다.
[식 3]
Figure 112009026986037-PCT00006
여기서, 1d(압연 롤과 강판의 접촉 호 길이) : √[L × (hin － hout)/2]
1d : (hin ＋ hout)/2
L : 압연 롤의 직경
hin : 압연 롤 입구측의 판 두께
hout : 압연 롤 출구측의 판 두께
상기 식 3에 의해 구해지는 형상비 X가 2.3 이상인 패스수가 1 패스에서는, 전단 변형이 1/6판 두께부까지 도입되지 않는다. 그로 인해, 전단 변형이 도입된 층(전단층이라 함)의 두께가 불충분하고, 1/6판 두께부의 근방에서의 집합 조직도 열화하고, 정적 인장법으로 측정되는 영률이 저하된다. 따라서, 형상비 X가 2.3 이상인 패스수를 2 패스 이상으로 하는 것이 필요하다.
이 패스수는 많은 쪽이 보다 바람직하고, 전체 패스의 형상비 X를 2.3 이상으로 해도 좋다. 전단층의 두께를 증가시키기 위해서는, 형상비 X의 값도 큰 쪽이 바람직하고, 2.5 이상, 보다 바람직하게는 3.0 이상으로 한다.
또한, 형상비 X가 2.3 이상인 압연은, 고온에서 행하면, 그 후의 재결정에 의해, 영률을 높이는 집합 조직이 파괴되는 일이 있다. 그로 인해, 형상비 X를 2.3 이상으로 하는 패스수를 한정하는 압연은, 1100℃ 이하에서 행하는 것이 필요하다.
또한, 1100℃ 이하에서 압연을 행할 때, 압연 방향의 영률을 저하시키는 {100}<001> 방위 및 {110}<001> 방위의 발달은, 보다 고온에서의 전단 변형의 도입에 의해 현저해진다. 그로 인해, 이들 방위의 집적을 억제하기 위해서는, 높은 온도에 있어서의 압연의 형상비를 억제하는 것이 바람직하다. 한편, 압연 방향의 영률을 향상시키는 {110}<111> 내지 {110}<112> 방위군이나, {211}<111> 방위의 발달은, 보다 저온에서의 전단 변형의 도입에 의해 현저해진다. 따라서, 압연 온도가 낮을수록, 형상비의 효과가 현저해지기 때문에, 형상비 X가 2.3 이상인 압연을 최종에 가까운 압연 스탠드에서 행하는 것이 바람직하다.
또한, 표면으로부터 판 두께 중심까지의 전체 두께의 집합 조직을 최적화하기 위해, 성분을 한정하여 열간 압연의 가열에 의해 생성하는 오스테나이트상(γ상이라 함)의 적층 결함 에너지를 최적인 범위로 하고, 전단 변형이 깊게 들어가는 조건에서 압연을 행하는 것이 바람직하다. 이에 의해, 판 두께 중심부에서 발달하는 영률을 저하시키는 방위를 억제할 수도 있고, 판 두께 전체로서의 정적 영률을 향상시킬 수 있다.
적층 결함 에너지의 차이가 면심 입방 구조를 갖는 γ상의 가공 집합 조직에 큰 영향을 미치는 것은 지금까지도 알려져 있다. 또한, 열연 중에 γ상의 가공을 받은 후, 냉각되어 페라이트상(α상이라 함)으로 변태할 때에는, α상은 변태 전의 γ상의 결정 방위와 일정한 방위 관계를 갖는 방위로 페라이트 변태한다. 이것은, 배리언트 선택이라 불리는 현상이다.
본 발명자들은, 열간 압연에 의해 도입되는 변형의 종류에 의한 집합 조직의 변화가, γ상의 적층 결함 에너지의 영향을 받는 것을 발견했다. 즉, 전단 변형이 도입되는 표층과, 압축 변형이 도입되는 중심층에서는, γ상의 적층 결함 에너지에 의해 집합 조직이 변화된다.
예를 들어, 적층 결함 에너지가 높아지면, 강판의 표층부에서는 압연 방향의 영률을 가장 높이는 방위인 {110}<111> 방위의 집적도가 높아지고, 판 두께 중심부에서는 압연 방향의 영률을 저하시키는 {332}<113> 방위가 발달한다. 한편, 적층 결함 에너지가 내려가면, 표층으로부터 1/6판 두께부에서는 {110}<111> 방위의 집적도가 높아지지 않고, 특히 1/6판 두께부 근방에서는 영률을 낮추는 방위인 {100}<001>과 <110><001>이 발달하기 쉬워진다. 이에 반해, 적층 결함 에너지가 내려가면, 판 두께 중심부에서는 압연 방향의 영률에 대해 비교적 유리한 방위인 {225}<110> 방위나, {001}<110> 방위와 {112}<110> 방위가 발달한다.
따라서, 판 두께의 표층과 중심부의 양쪽에 있어서의 정적 영률을 향상시키기 위해서는, γ상의 적층 결함 에너지를 적절한 범위로 제어하는 것이 필요하고, 구체적으로는, 하기 식 2를 만족하는 것이 바람직하다.
[식 2]
Figure 112009026986037-PCT00007
여기서, Mn, Mo, W, Ni, Cu, Cr은 각 원소의 함유량[질량％]이다.
상기 식 2는, γ상을 갖는 오스테나이트계 스테인리스의 적층 결함 에너지에 미치는 각 원소의 영향을 수치화한 식을 기초로, 본 발명자들이 시험을 행하여 더 검토를 가하고, 수정한 것이다. 구체적으로는, 0.03％C―0.1％Si―0.5％Mn―0.01％P―0.0012％S―0.036％Al―0.010％Nb―0.015％Ti―0.0012％B―0.0015％N를 기본의 성분 조성으로 하고, Mn량, Cr, W, Cu, Ni 첨가량을 다양하게 변화시킨 경우의, 압연 방향의 정적 영률을 조사했다.
열간 압연은, 최종 패스의 온도를 Ar3 변태점 이상, 900℃ 이하로 하고, 1100℃로부터 최종 패스까지의 압하율을 40％ 이상으로 하고, 형상비를 2.3 이상으로 하는 압연을 2 패스 이상 행했다. 또한, Ar3 변태 온도는, 하기 식 4에 의해 계산했다.
[식 4]
Figure 112009026986037-PCT00008
여기서, C, Si, P, Al, Mn, Mo, Cu, Cr, Ni은, 각 원소의 함유량[질량％]이고, 함유량이 불순물 정도인 경우에는 0으로 한다. 또한, 압연 후, 700℃ 이하에서의 권취를 모의하기 위해, 650℃에서 2시간 유지하는 열 처리를 행했다.
강판으로부터, 압연 방향을 길이 방향으로서, JIS Z 2201의 13호 시험편을 채취하고, 각 강판의 항복 강도의 1/2에 상당하는 인장 응력을 부여하여 정적 영률의 측정을 행했다. 측정은 5회 행하고, 응력―변형 선도의 기울기를 기초로 하여 산출한 영률 중, 최대값 및 최소값을 제외한 3개의 계측값의 평균값을 정적 인장법에 의한 영률로 했다.
결과를 도 1에 나타낸다. 이것으로부터 본 발명자들이 발견한 이 관계식의 값이 4 이상 10 이하인 경우에는 220㎬를 초과하는 높은 압연 방향율 정적 영률이 얻어지는 것에 반해, 4 또는 10 초과로 되면 값이 현저하게 저하되는 것을 알 수 있다.
이하, 본 발명의 강판의 X선 랜덤 강도비와 영률에 대해 설명한다.
1/6판 두께부에 있어서의 {100}<001> 방위의 X선 랜덤 강도비와 {110}<001> 방위의 X선 랜덤 강도비의 합 :
{100}<001> 방위 및 {110}<001> 방위는, 압연 방향의 영률을 현저하게 저하시키는 방위이다. 진동법으로 강판의 영률을 측정하는 경우에는, 최표층의 집합 조직의 영향이 크고, 판 두께 방향의 내부의 집합 조직의 영향은 작다. 그러나, 정적 인장법으로 강판의 영률을 측정하는 경우에는, 표층뿐만 아니라, 판 두께 방향의 내부의 집합 조직도 영향을 미친다.
인장법으로 측정된 영률을 높이기 위해서는, 적어도 표층으로부터 1/6판 두께부까지의 영률을 높이는 것이 필요하다. 따라서, 인장법으로 측정된 압연 방향의 영률을 높이기 위해서는, 1/6판 두께부에서의, {100}<001> 방위의 X선 랜덤 강도비와 {110}<001> 방위의 X선 랜덤 강도비의 합을 5 이하로 해야만 한다. 이 관점으로부터는 3 이하인 것이 보다 바람직하다.
또한, {100}<001> 방위 및 {110}<001> 방위는, 강판의 표층에만 전단 변형이 부여되었을 때에, 1/6판 두께부의 근방에서 발달하기 쉽다. 한편, 전단 변형을 1/6판 두께부의 근방에까지 도입시키면, 이 부위에서의 {100}<001> 방위 및 {110}<001> 방위의 발달이 억제되고, 이하에 설명하는 {110}<111> 내지 {110}<112> 방위군과 {211}<111> 방위가 발달한다.
1/6판 두께부에 있어서의 {110}<111> 내지 {110}<112> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 최대값과 {211}<111> 방위의 X선 랜덤 강도비의 합 :
이들은 압연 방향의 영률을 높이기 위해 유효한 결정 방위이고, 열연시에 도입되는 전단 변형에 의해 발달한다. 1/6판 두께부에 있어서의 {110}<111> 내지 {110}<112> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 최대값과 {211}<111> 방위의 X선 랜덤 강도비의 합이 5 이상인 것은, 강판의 표면으로부터 1/6판 두께부까지, 압연 방향의 영률을 높이는 집합 조직이 발달하고 있는 것을 의미한다. 이에 의해, 인장법으로 측정된, 압연 방향의 정적 영률이 220㎬ 이상으로 된다. 바람직하게는 10 이상, 더 바람직하게는 12 이상이다.
{100}<001> 방위, {110}<001> 방위, {110}<111> 내지 {110}<112> 방위군 및 {211}<111> 방위의 X선 랜덤 강도비는, X선 회절에 의해 측정되는 {110}, {100}, {211}, {310} 극점도 중 복수의 극점도를 기초로 급수 전개법으로 계산한, 3차원 집합 조직을 나타내는 결정 방위 분포 함수(Orientation Distribution Function, 0DF라 함)로부터 구하면 좋다.
또한, X선 랜덤 강도비라 함은, 특정의 방위로의 집적을 갖지 않는 표준 시료와 시험재의 X선 강도를 동일 조건에서 X선 회절법 등에 의해 측정하고, 얻어진 시험재의 X선 강도를 표준 시료의 X선 강도로 나눈 수치이다.
도 2에, 본 발명의 결정 방위가 표시되는 φ2 = 45°단면의 ODF를 나타낸다. 도 2는, 3차원 집합 조직을 결정 방위 분포 함수에 의해 나타내는 번지(Bunge)의 표시이고, 오일러각(φ2)을 45°로 하고, 특정의 결정 방위인 (hkl)[uvw]를, 결정 방위 분포 함수의 오일러각(φ1), Φ로 나타내고 있다. 도 2의 Φ = 90°의 축상의 점으로 나타낸 바와 같이, {110}<111> 내지 {110}<112> 방위군은, 엄밀하게는 Φ = 90°, φ1 = 35.26 내지 54.74°의 범위를 가리키는 것이다. 그러나, 시험편 가공이나 시료의 세팅에 기인하는 측정 오차가 생기는 일이 있기 때문에, {110}<111> 내지 {110}<112> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 최대값은, 도면 중의 사선부로 나타낸, Φ = 85 내지 90°, φ1 = 35 내지 55°의 범위 내에서의 최대의 X선 랜덤 강도비로 한다.
같은 이유로부터 3차원 집합 조직의 φ2 = 45°의 단면에 있어서, 도 2의 점 에서 나타낸 위치를 중심으로 하여, {211}<111> 방위는 φ1 = 85 내지 90°, Φ = 30 내지 40°의 범위, {100}<001> 방위는 φ1 = 40 내지 50°, Φ = 0 내지 5°의 범위, {110}<001> 방위는 φ1 = 85 내지 90°, Φ = 85 내지 90°의 범위에서의 최대값을 각각 그 방위의 강도비로서 대표시킨다.
여기서, 결정의 방위는 통상, 판면에 수직인 방위를 [hkl] 또는 {hkl}, 압연 방향으로 평행한 방위를 (uvw) 또는 <uvw>로 표시한다. {hkl}, <uvw>는 등가인 면의 총칭이고, [hkl], (uvw)는 개개의 결정면을 가리킨다. 즉, 본 발명에 있어서는 체심 입방 구조(body―centered cubic, b.c.c. 구조라 함)를 대상으로 하고 있기 때문에, 예를 들어 (111), (-111), (1-11), (11-1), (-1-11), (-11-1), (1-1-1), (-1-1-1)면은 등가이고 구별이 가지 않는다. 이와 같은 경우, 이들의 방위를 총칭하여 {111}이라 칭한다.
또한, ODF는, 대칭성이 낮은 결정 구조의 방위 표시에도 사용되기 때문에, 일반적으로는 φ1 = 0 내지 360°, Φ = 0 내지 180°, φ2 = 0 내지 360°로 표현되고, 개개의 방위가 [hkl](uvw)로 표시된다. 그러나, 본 발명에서는, 대칭성이 높은 b.c.c. 구조를 대상으로 하고 있기 때문에, Φ와 φ2에 대해서는 0 내지 90°의 범위에서 표현된다. 또한, φ1은 계산을 행할 때에 변형에 의한 대칭성을 고려하는지 여부에 따라, 그 범위가 변화되나, 본 발명에 있어서는, 대칭성을 고려하여 φ1 = 0 내지 90°로 표기하는, 즉 φ1 = 0 내지 360°에서의 동일 방위의 평균값을 0 내지 90°의 ODF 상에 표기하는 방식을 선택한다. 이 경우에는, [hkl](uvw)와 {hkl}<uvw>는 같은 의미이다. 따라서, 예를 들어 도 2에 나타낸, φ2 = 45°단면에 있어서의 ODF의 (110)[1-11]의 X선 랜덤 강도비는 {110}<111> 방위의 X선 랜덤 강도비이다.
X선 회절용 시료의 제작은 다음과 같이 하여 행한다.
강판을 기계 연마나 화학 연마 등에 의해 판 두께 방향으로 소정의 위치까지 연마하고, 버프 연마에 의해 경면(鏡面)으로 마무리한 후, 전해 연마나 화학 연마에 의해 변형을 제거하는 동시에, 1/6판 두께부가 측정면으로 되도록 조정한다.
또한, 측정면을 정확하게 1/6판 두께부로 하는 것은 곤란하므로, 목표로 하는 위치를 중심으로 하여 판 두께에 대해 3％의 범위 내가 측정면으로 되도록 시료를 제작하면 좋다. 또한, X선 회절에 의한 측정이 곤란한 경우에는, EBSP(Electron Back Scattering Pattern)법이나 ECP(Electron Channeling Pattern)법에 의해 통계적으로 충분한 수의 측정을 행해도 좋다.
판 두께 방향의, 보다 깊은 위치까지, {100}<001> 방위 및 {110}<001> 방위의 발달을 억제하고, {110}<111> 내지 {110}<112> 방위군 및 {211}<111> 방위를 발달시키면 영률이 더 향상된다. 그로 인해, 1/6판 두께부보다도 깊은 위치까지, 바람직하게는 1/4판 두께부, 더 바람직하게는 1/3 판 두께부까지 표층과 마찬가지인 집합 조직으로 함으로써, 압연 방향의 정적 영률은 현저하게 향상된다.
그러나, 본 발명과 같이, 표층으로부터, 통상보다 깊은 위치까지 전단 변형 을 도입해도, 판 두께 중심부에 전단 변형을 도입하는 것은 불가능하다. 그로 인해, 1/2판 두께부에, 표층과 동일한 집합 조직을 발달시킬 수는 없어, 판 두께 중심층에는 표층과는 다른 집합 조직이 발달한다.
따라서, 또한 정적 영률을 향상시키기 위해서는, 표층으로부터 1/6판 두께부까지의 집합 조직에 부가하여, 1/2판 두께부의 집합 조직도 압연 방향의 영률에 대해 유리한 방위로 개선하는 것이 바람직하다.
판 두께 중심부에 있어서의 {332}<113> 방위의 X선 랜덤 강도비 (A) 및 {225}<110> 방위의 X선 랜덤 강도비 (B) 및 (A)/(B) :
{332}<113> 방위는, 판 두께 중심부에 발달하는 대표적인 결정 방위이고, 압연 방향 영률을 낮추는 방위인 것에 반해, {225}<110> 방위는 압연 방향의 영률에 대해 비교적 유리한 방위이다.
따라서, 판 두께 중심부의 압연 방향의 정적 영률을 향상시키기 위해서는, 판 두께 중심부에서의 {332}<113> 방위의 X선 랜덤 강도비 (A)가 15 이하, 또한 {225}<110> 방위의 X선 랜덤 강도비 (B)가 5 이상을 만족하는 것이 바람직하다. 부가하여, 압연 방향 영률을 저하시키는 방위 (A)가, 압연 방향의 영률을 향상시키는 방위 (B)와 동등 이하로 하는 것, 구체적으로는, (A)/(B)를 1.00 이하로 하는 것이 바람직하다. 이 관점으로부터는 (A)/(B)를 0.75 이하로 하는 것이 보다 바람직하고, 더 바람직하게는 0.60 이하이다. 상기한 조건을 만족함으로써 동적 영률과 정적 영률의 차를 10㎬ 이내로 할 수도 있다.
판 두께 중심부에 있어서의 {001}<110> 방위와 {112}<110> 방위의 X선 랜덤 강도비의 평균값 (C) 및 (A)/(C) :
압연 방향의 정적 영률을 220㎬ 이상으로 하기 위해서는, 판 두께 중심부에서 발달하는 압연 집합 조직도 제어하고, 이 부분의 압연 방향의 영률로서 215㎬를 초과하는 값으로 하는 것이 바람직하다.
{001}<110> 방위와 {112}<110> 방위는, α 파이버라 불리는 압연 방향으로 <110> 방향이 갖추어진 대표적인 방위이다. 이 방위는, 압연 방향의 영률에 대해 비교적 유리한 방위이고, 판 두께 중심부의 압연 방향의 정적 영률을 향상시키기 위해서는, 판 두께 중심부에서의 {001}<110> 방위와 {112}<110> 방위의 X선 랜덤 강도비의 단순 평균값 (C)가 5 이상을 만족하는 것이 바람직하다. 부가하여, 압연 방향 영률을 저하시키는 방위 (A)를, 압연 방향의 영률을 향상시키는 방위 (C)와 동등 이하로 하는 것, 구체적으로는, (A)/(C)를 1.10 이하로 하는 것이 바람직하다.
1/2판 두께부에 있어서의 X선 회절용 시료도, 1/6판 두께부의 시료와 마찬가지로, 연마하여 변형을 제거하고, 1/2판 두께부의 3％의 범위 내가 측정면으로 되도록 조정하여 제작하면 좋다. 또한, 판 두께 중심부에서 편석 등의 이상이 인지되는 경우에는 판 두께의 7/16 내지 9/16의 범위 내에서, 편석 부분을 피해 시료를 제작하면 좋다.
그러나, 1/6판 두께부와 마찬가지로, 시험편 가공이나 시료의 세팅 등에 기인하는 측정 오차가 생기는 일이 있다. 그로 인해, 도 2에 나타낸 3차원 집합 조 직의 φ2 = 45°의 단면에 있어서, {001}<110> 방위와 {225}<110> 방위는, 각각 φ1 = 0 내지 5°, Φ = 0 내지 5°의 범위와, φ1 = 0 내지 5°, Φ = 25 내지 35°의 범위, {332}<113> 방위는 φ1 = 85 내지 90°, Φ = 60 내지 70°의 범위에서의 최대값을 각각 그 방위의 강도비로서 대표시키는 것으로 한다. 또한, {112}<110> 방위는, φ1 = 0 내지 5°, Φ = 30 내지 40°의 범위로 한다. 그로 인해, 예를 들어 φ1 = 0 내지 5°에 있어서, Φ = 30 내지 35°의 범위에서의 최대값이, Φ = 25 내지 30°및 Φ = 35 내지 40°보다도 커지는 경우에는, {225}<110> 방위의 X선 랜덤 강도비와 {112}<110> 방위의 X선 랜덤 강도비를, 동일한 수치로서 평가한다.
정적 인장법에 의한 영률의 측정은, JIS Z 2201에 준거한 인장 시험편을 사용하여, 강판의 항복 강도의 1/2에 상당하는 인장 응력을 부여하여 행한다. 즉, 항복 강도의 1/2에 상당하는 인장 응력을 부가하여, 얻어진 응력―변형 선도의 기울기를 기초로 하여 영률을 산출한다. 측정의 편차를 배제하기 위해, 동일한 시험편을 사용하여 5회의 계측을 실시하고, 얻어진 결과 중 최대값 및 최소값을 제외한 3개의 계측값의 평균값으로서 산출한 값을 영률로 한다.
이하, 본 발명에 있어서 강 조성을 한정하는 이유에 대해 더 설명한다.
Nb는 본 발명에 있어서 중요한 원소이고, 열간 압연에 있어서, γ상을 가공했을 때의 재결정을 현저하게 억제하고, γ상에서의 가공 집합 조직의 형성을 현저하게 촉진한다. 이 관점으로부터 Nb는 0.005％ 이상 첨가하는 것이 필요하다. 또 한, 0.010％ 이상의 첨가가 바람직하고, 0.015％ 이상 첨가하는 것이 더 바람직하다. 그러나 Nb의 첨가량이 0.100％를 초과하면 압연 방향의 영률이 저하되기 때문에, 상한은 0.100％로 한다. Nb의 첨가에 의해 압연 방향의 영률이 저하되는 이유는 확실하지는 않으나, Nb가 γ상의 적층 결함 에너지에 영향을 미치고 있는 것이라 추측된다. 이 관점으로부터는, Nb의 첨가량을 0.080％ 이하로 하는 것이 바람직하고, 0.060％ 이하로 하는 것이 더 바람직하다.
Ti도 본 발명에 있어서 중요한 원소이다. Ti은 γ상 고온 영역에서 질화물을 형성하고, 열간 압연에 있어서, γ상을 가공했을 때의 재결정을 억제한다. 또한, B를 첨가한 경우에는 Ti의 질화물의 형성에 의해, BN의 석출이 억제되기 때문에, 고용 B를 확보할 수 있다. 이에 의해, 영률의 향상에 바람직한 집합 조직의 발달이 촉진된다. 이 효과를 얻기 위해서는, Ti을 0.002％ 이상 첨가하는 것이 필요하다. 한편, Ti을 0.150％를 초과하여 첨가하면 가공성이 현저하게 열화되기 때문에 이 값을 상한으로 한다. 이 관점으로부터는 0.100％ 이하로 하는 것이 바람직하다. 더 바람직하게는 0.060％ 이하이다.
N는 불순물이고, 하한은 특별히 설정하지 않으나 0.0005％ 미만으로 하기 위해서는 비용이 높아지고, 그 정도의 효과가 얻어지지 않기 때문에, 0.0005％ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 또한, N는, Ti과 질화물을 형성하고, γ상의 재결정을 억제하기 위해, 적극적으로 첨가해도 좋으나, B의 재결정 억제 효과를 저감시키기 때문에 0.0100％ 이하로 억제한다. 이 관점으로부터 바람직하게는 0.0050％ 이하, 더 바람직하게는 0.0020％ 이하로 한다.
또한, Ti과 N는, 하기 식 1을 만족하는 것이 필요하다.
[식 1]
Figure 112009026986037-PCT00009
이에 의해, TiN 석출에 의한 γ상의 재결정 억제 효과가 발휘되고, 또한 B 첨가의 경우에는 BN의 형성을 억제할 수 있어, 영률의 향상에 바람직한 집합 조직의 발달이 촉진된다.
C은, 강도를 증가시키는 원소이고, 0.005％ 이상의 첨가가 필요하다. 또한, 영률의 관점으로부터는, C량의 하한을 0.010％ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 이것은, C량이 0.010％ 미만으로 저하되면 Ar3 변태 온도가 상승하고, 저온에서의 열연이 곤란해져, 영률이 저하되는 일이 있기 때문이다. 또한, 용접부의 피로 특성의 열화를 억제하기 위해서는, 0.020％ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 한편, C량이 0.200％를 초과하면 성형성이 열화되기 때문에, 상한을 0.200％로 한다. 또한, C량이 0.100％를 초과하면 용접성을 손상시키는 일이 있기 때문에, C량을 0.100％ 이하로 하는 것이 바람직하다. 또한, C량이 0.060％를 초과하면 압연 방향의 영률이 저하되는 일이 있기 때문에, 0.060％ 이하로 하는 것이 더 바람직하다.
Si는 탈산 원소이고, 하한은 규정하지 않으나, 0.001％ 미만으로 하기 위해서는 제조 비용이 높아진다. 또한, Si는, 고용 강화에 의해 강도를 증가시키는 원소이고, 마텐자이트나 베이나이트 또한 잔류 오스테나이트 등을 포함하는 조직을 얻기 위해서도 유효하다. 그로 인해, 목적으로 하는 강도 레벨에 따라서 적극적으로 첨가해도 좋으나, 첨가량이 2.50％ 초과로 되면 프레스 성형성이 열화되기 때문에, 2.50％를 상한으로 한다. 또한, Si량이 많으면 화성 처리성이 저하되므로, 1.20％ 이하로 하는 것이 바람직하다. 또한, 용융 아연 도금을 실시하는 경우에는, 도금 밀착성의 저하, 합금화 반응의 지연에 의한 생산성의 저하 등의 문제가 발생하는 경우가 있기 때문에, Si량을 1.00％ 이하로 하는 것이 바람직하다. 영률의 관점으로부터는 Si량을 0.60％ 이하로 하는 것이 보다 바람직하고, 더 바람직하게는 0.30％ 이하이다.
Mn은, 본 발명에 있어서 중요한 원소이다. Mn은, 열간 압연시에 고온으로 가열되었을 때, γ상으로부터 페라이트상으로 변태하는 온도인 Ar3 변태점을 저하시키는 원소이고, Mn의 첨가에 의해, γ상이 저온까지 안정적으로 되어, 마무리 압연의 온도를 저하시킬 수 있다. 이 효과를 얻기 위해서는, Mn을 0.10％ 이상 첨가하는 것이 필요하다. 또한, Mn은, 후술하는 바와 같이, γ상에서의 적층 결함 에너지와의 상관이 있고, γ상에서의 가공 집합 조직 형성 및 변태시의 배리언트 선택에 영향을 미치고, 변태 후에 압연 방향의 영률을 높이는 결정 방위를 발달시키고, 반대로 영률을 낮게 하는 방위의 형성을 억제하는 효과를 갖는다. 이 관점으로부터 Mn을 1.00％ 이상 첨가하는 것이 바람직하다. 더 바람직하게는 1.20％ 이상의 Mn의 첨가이고, 1.50％ 이상의 첨가가 가장 바람직하다. 한편, Mn의 첨가량이 3.00％를 초과하면 압연 방향의 정적 영률은 저하된다. 부가하여, 강도가 높아지 고, 연성이 저하되기 때문에, Mn량의 상한을 3.00％로 한다. 또한, Mn량이 2.00％를 초과하면, 아연 도금의 밀착성이 저해되는 일이 있고, 압연 방향의 영률의 관점으로부터도, 2.00％ 이하로 하는 것이 바람직하다.
P은, 불순물이나, 강도를 증가시킬 필요가 있는 경우에는 적극적으로 첨가해도 좋다. 또한, P은 열연 조직을 미세하게 하고, 가공성을 향상시키는 효과도 갖는다. 단, 첨가량이 0.150％를 초과하면, 스폿 용접 후의 피로 강도가 열화되고, 항복 강도가 증가하여 프레스시에 면 형상 불량을 일으킨다. 또한, 연속 용융 아연 도금시에 합금화 반응이 매우 느려져, 생산성이 저하된다. 또한, 2차 가공성도 열화된다. 따라서, 그 상한을 0.15％로 한다.
S은, 불순물이고, 0.0150％ 초과에서는 열간 균열의 원인으로 되거나, 가공성을 열화시키므로, 이것을 상한으로 한다.
Al은 탈산 조제제이고, 하한은 특별히 한정하지 않으나, 탈산의 관점으로부터는 0.010％ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 한편, Al은 변태점을 현저하게 높이므로, 0.150％ 초과를 첨가하면, 저온에서의 γ영역 압연이 곤란해지므로, 상한을 0.150％로 한다.
판 두께 표층과 중심부의 양쪽의 정적 영률을 높이기 위해서는, 하기 식 2를 만족하는 것이 바람직하다.
[식 2]
Figure 112009026986037-PCT00010
여기서, Mn, Mo, W, Ni, Cu, Cr은 각 원소의 함유량[질량％]이다. 또한, Mo, W, Ni, Cu, Cr의 첨가량이, 바람직한 하한값 미만인 경우에는, 0으로 하여 상기 식 2의 관계식의 계산을 행한다.
상기 식 2를 만족하면, 강판의 표층의 전단층이나 판 두께의 중심부 근방에서 압연 방향의 영률을 높이는 방위가 집적되고, 압연 방향의 영률을 저하시키는 방위의 집적이 억제된다. 또한, 상기 식 2가 10을 초과하는 경우에는, 압연 방향의 영률을 저하시키는 {332}<113> 방위가 발달하기 쉬워지고, 압연 방향의 영률을 높이는 {225}<110> 방위나, {001}<110> 방위 및 {112}<110> 방위의 발달은 억제되는 경향이 있다.
또한, Mn 및 필요에 따라서 Mo, W, Ni, Cu, Cr의 1종 또는 2종을, 상기 식 2의 관계식의 수치가, 바람직하게는 4.5 이상 더 바람직하게는 5.5 이상으로 되도록 첨가하면, 또한 압연 방향의 영률을 높이는 것이 가능하게 된다. 단, 식 2를 만족하지 않고, 관계식의 값이 10을 초과하면 기계적 성질이 열화되는 동시에, 판 두께 중심부의 집합 조직이 열화되고, 압연 방향의 정적 영률이 저하되는 일이 있기 때문에, 관계식의 값을 10 이하로 하는 것이 바람직하다. 이 관점으로부터는 8 이하로 하는 것이 보다 바람직하다.
Mo, Cr, W, Cu, Ni은, 열간 압연시의 γ상의 적층 결함 에너지에 영향을 미치는 원소이고, 1종 또는 2종 이상을, 각각 0.01％ 이상 첨가하는 것이 바람직하다. 또한, Mo, Cr, W, Cu, Ni의 1종 또는 2종 이상으로 Mn을 복합 첨가하면, 가공 집합 조직 형성에 영향을 미치고, 표층으로부터 1/6판 두께부에 있어서, 압연 방향 의 영률을 높이는 결정 방위인 {110}<111>, {211}<111>을 발달시키고, 영률을 낮게 하는 방위인 {100}<001>이나 {110}<001>의 형성을 억제하는 효과를 발현한다.
또한, Mo, Cr, W, Cu, Ni의 1종 또는 2종 이상을, 상기 (2)를 만족하도록, Mn과 복합 첨가하는 것이 바람직하다. 이것은, 판 두께 중심부에 있어서, 압연 방향의 영률을 저하시키는 {332}<113> 방위의 집적을 억제하고, 압연 방향의 영률을 높이는 {225}<110> 방위나, {001}<110> 방위 및 {112}<110> 방위의 집적을 높일 수 있다. 특히, Mo 및 Cu는, 상기 식 2의 계수가 높고, 미량 첨가라도 영률을 높이는 효과를 발휘하기 때문에, Mo 및 Cu 중 한쪽 또는 양쪽을 첨가하는 것이 더 바람직하다. 또한, Cr은, 켄칭성을 높여 강도의 향상에 기여하고, 내식성의 향상에도 효과적인 원소이고, 0.02％의 첨가가 바람직하다.
한편, Mo의 첨가에 의해, 강도가 상승하고, 가공성을 손상시키는 일이 있기 때문에, Mo의 첨가량의 상한을 1.00％로 하는 것이 바람직하다. 또한, 비용의 관점으로부터는 0.50％ 이하의 Mo의 첨가가 바람직하다. 또한, Cr, W, Cu, Ni의 1종 또는 2종 이상의 상한은, 가공성의 관점으로부터, 3.00％로 하는 것이 바람직하다. 또한, W, Cu, Ni의 더 바람직한 상한은, 각각 질량％로, 1.40％, 0.35％, 1.00％이다.
B는 Nb와 복합 첨가함으로써 재결정을 현저하게 억제하는 동시에, 고용 상태에서 켄칭성을 높이는 원소이고, 오스테나이트로부터 페라이트로의 변태시의 결정 방위의 배리언트 선택성에 영향을 미친다고 생각된다. 따라서, 영률을 올리는 방위인 {110}<111> 내지 {110}<112> 방위군의 발달을 촉진시키는 동시에, 영률을 낮 추는 방위인 {100}<001> 방위나 {110}<001> 방위의 발달을 억제하면 생각된다. 이 관점으로부터 0.0005％ 이상 첨가하는 것이 바람직하다. 한편, B를 0.0100％ 초과 첨가해도 가일층의 효과는 얻어지지 않기 때문에, 상한을 0.0100％로 한다. 또한, B를 0.005％ 초과 첨가하면, 가공성이 열화되는 일이 있기 때문에, 0.0050％ 이하가 바람직하다. 더 바람직하게는 0.0030％ 이하이다.
Ca, Rem 및 V은, 기계적 강도를 높이거나 재질을 개선하는 효과가 있으므로, 필요에 따라서, 1종 또는 2종 이상을 함유하는 것이 바람직하다.
Ca 및 Rem의 첨가량이 0.0005％ 미만, V의 첨가량이 0.001％ 미만에서는 충분한 효과가 얻어지지 않는 일이 있다. 한편, Ca 및 Rem의 첨가량이 0.1000％ 초과, V의 첨가량이 0.100％ 초과로 되도록 첨가하면, 연성을 손상시키는 일이 있다. 따라서, Ca, Rem 및 V는 각각, 0.0005 내지 0.1000％, 0.0005 내지 0.1000％ 및 0.001 내지 0.100％의 범위에서 첨가하는 것이 바람직하다.
다음에, 제조 조건의 한정 이유에 대해 서술한다.
강을 통상의 방법에 의해 용제, 주조하고, 열간 압연에 제공하는 강편을 얻는다. 이 강편은, 강괴를 단조 또는 압연한 것이라도 좋으나, 생산성의 관점으로부터, 연속 주조에 의해 강편을 제조하는 것이 바람직하다. 또한, 박 슬래브 캐스터 등으로 제조해도 좋다.
또한, 통상, 강편은 주조 후, 냉각하고, 열간 압연을 행하기 위해, 다시, 가열한다. 이 경우, 열간 압연을 행할 때의 강편의 가열 온도는 1100℃ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 이것은, 강편의 가열 온도가 1100℃ 미만이면, 열간 압연의 마무리 온도를 Ar3 변태점 이상으로 하는 것이 어려워지기 때문이다. 강편을 효율적으로 균일하게 가열하기 위해서는, 가열 온도를 1150℃ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 가열 온도의 상한은 규정하지 않으나, 1300℃ 초과로 가열하면, 강판의 결정 입경이 조대해져, 가공성을 손상시키는 일이 있다. 또한, 용제한 강을 주조 후, 즉시 열간 압연을 행하는 연속 주조―직접 압연(CC-DR)과 같은 프로세스를 채용해도 좋다.
본 발명의 강판의 제조에 있어서는, 1100℃ 이하에서의 열간 압연의 조건은 중요하고, 형상비의 규정에 대해서는 상술한 바와 같다. 또한 압연 롤의 직경은, 실온에서 측정한 것이고, 열연 중의 편평을 고려할 필요는 없다. 각 압연 롤의 입구측 및 출구측 판 두께는 방사선 등을 사용하여 그 장소에서 측정해도 좋고, 압연 하중으로부터, 변형 저항 등을 고려하여 계산으로 구해도 좋다. 또한, 1100℃를 초과하는 온도에 있어서의 열간 압연은 특별히 규정하지 않고, 적절하게 행해도 상관없다. 즉, 강편의 거친 압연에 대해서는 특별히 한정하지 않고, 통상의 방법에 의해 행할 수 있으면 좋다.
열간 압연에 있어서, 1100℃ 이하, 최종 패스까지의 압하율은 40％ 이상으로 한다. 이것은, 1100℃ 초과에서 열간 압연해도 가공 후의 조직이 재결정되고, 1/6판 두께부에 있어서의 {110}<111> 내지 {110}<112> 방위군의 X선 랜덤 강도비를 높이는 효과를 얻을 수 없기 때문이다.
1100℃ 이하, 최종 패스까지의 압하율은, 1100℃에 있어서의 강판의 판 두께 와 최종 패스 후의 강판의 판 두께와의 차를, 1100℃에 있어서의 강판의 판 두께로 나눈 값을 백분률로 나타낸 수치이다.
이 압하율이 40％ 미만에서는, 1/6판 두께부에서, 압연 방향의 영률을 높이는 집합 조직이 충분히 발달하지 않기 때문이다. 또한, 이 압하율을 40％ 이상으로 하는 것은, 1/2판 두께부에서, 압연 방향의 영률을 높이는 집합 조직을 높이기 위해서도 바람직하다. 1/6판 두께부 및 1/2판 두께부에서, 압연 방향의 영률을 높이기 위해서는, 이 압하율을 50％ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 특히, 1/2판 두께부의 압연 방향의 영률을 높이기 위해서는, 보다 낮은 온도에서의 압하율을 높이는 것이 바람직하다.
또한, 상기 식 2의 값이 높은 쪽인 경우, 압하율을 크게 하면, 1/2판 두께부에서는, 압연 방향의 영률을 높이는 {225}<110> 방위나, {001}<110> 방위 및 {112}<110> 방위의 발달이 촉진되기는 하나, 압연 방향의 영률을 저하시키는 {332}<113> 방위도 발달하기 쉬워지는 경향이 있다.
압하율의 상한은 특별히 마련하지 않으나, 1100℃ 이하, 최종 패스까지의 압하율을 95％ 초과로 하는 것은 압연기의 부하를 높일 뿐만 아니라, 집합 조직에도 변화를 미쳐 영률이 저하되기 시작하기 때문에 95％ 이하로 하는 것이 바람직하다. 이 관점으로부터는 90％ 이하가 더 바람직하다.
열간 압연의 최종 패스의 온도는, Ar3 변태점 이상으로 한다. 이것은, Ar3 변태점 미만에서 압연하면, 1/6판 두께부에 있어서, 압연 방향 및 폭 방향의 영률 에 있어서 바람직하지 않은 {110}<001> 집합 조직이 발달하기 때문이다. 또한 열간 압연의 최종 패스의 온도가 900℃ 초과에서는, 압연 방향의 영률의 향상에 바람직한 집합 조직을 발달시키는 것이 곤란하고, 1/6판 두께부에 있어서의 {110}<111> 내지 {110}<112> 방위군의 X선 랜덤 강도비가 저하된다. 압연 방향의 영률을 향상시키기 위해서는, 최종 패스의 압연 온도를 저하시키는 것이 바람직하고, Ar3 변태점 이상인 것을 조건으로서, 바람직하게는 850℃ 이하, 더 바람직하게는 800℃ 이하로 한다.
또한, Ar3 변태 온도는, 하기 식 4에 의해 계산하면 좋다.
[식 4]
Figure 112009026986037-PCT00011
여기서, C, Si, P, Al, Mn, Mo, Cu, Cr, Ni은, 각 원소의 함유량[질량％]이고, 함유량이 불순물 정도인 경우에는 0으로 한다.
열간 압연의 종료 후, 700℃ 이하에서 권취하는 것이 필요하다. 이것은, 700℃ 이상에서 권취하면, 그 후의 냉각 중에 재결정하고, 집합 조직이 깨져 영률이 저하될 가능성이 있기 때문이다. 이 관점으로부터는 650℃ 이하로 하는 것이 바람직하다. 더 바람직하게는 600℃ 이하이다. 권취 온도의 하한은 특별히 한정하지 않으나, 실온 이하에서 권취하는 것에는 특별한 효과가 없고, 설비의 부하를 높이는 것뿐이므로 실온을 하한으로 한다.
강판의 표층으로부터 적어도 1/6판 두께부까지, 전단 변형을 효과적으로 도입하기 위해서는, 하기 식 5에서 계산되는 유효 변형량 ε*가 0.4 이상으로 되도록 하는 것이 더 바람직하다.
[식 5]
Figure 112009026986037-PCT00012
여기서, n은 마무리 열연의 압연 스탠드수, εj는 j번째의 스탠드에서 가해진 변형, εn은 n번째의 스탠드에서 가해진 변형, ti는 i 내지 i+1번째의 스탠드 사이의 주행 시간[s], τi는 기체 상수(R)(= 1.987)와 i번째의 스탠드의 압연 온도(Ti)[K]에 의해 하기 식 6에서 계산할 수 있다.
[식 6]
Figure 112009026986037-PCT00013
유효 변형 ε*은, 열간 압연시의 전위의 회복을 고려한, 누적 변형의 지표이고, 이것을 0.4 이상으로 하면, 보다 효과적으로 전단층에 도입되는 변형을 확보할 수 있다. 유효 변형 ε*가 높을수록 전단층의 두께가 증대되고, 영률의 향상에 바람직한 집합 조직이 발달하므로, 0.5 이상이 바람직하고, 0.6 이상이면 보다 바람직하다.
유효 변형 ε*을 0.4 이상으로 하는 경우에는, 효과적으로 전단층에 변형을 도입하기 위해, 압연 롤과 강판의 마찰 계수를 0.2 초과로 하는 것이 바람직하다. 마찰 계수는, 압연 하중, 압연 속도, 윤활제의 종류, 양을 제어하여, 조정할 수 있다.
열간 압연을 실시할 때에는 압연 롤의 이주속률(異周速率)이 1％ 이상의 이주속(異周速) 압연을 1 패스 이상 실시하는 것이 바람직하다. 상하 압연 롤의 주속차가 있는 이주속 압연을 실시하면, 표층 근방에 전단 변형이 도입되어 집합 조직의 형성이 촉진되기 때문에, 이주속 압연을 실시하지 않는 경우보다도 영률이 향상된다. 여기서 본 발명에 있어서의 이주속률이라 함은, 상하 압연 롤의 주속차를 저주속측 롤의 주속으로 나눈 값을 백분률로 표시한 것이다. 또한, 본 발명의 이주속 압연은, 상하 롤 주속의 어느 것이 커도 영률을 향상시키는 효과에 특별한 차는 없다.
이주속 압연의 이주속률은, 영률을 향상시키기 위해서는, 클수록 바람직하다. 따라서, 이주속률은, 1％ 이상보다도 5％ 이상으로 하는 것이 바람직하고, 또한 이주속률 10％ 이상의 이주속 압연을 실시하는 것이 바람직하나, 이주속률을 50％ 이상으로 하는 것은 현상태에서 곤란하다.
또한, 이주속 압연 패스수의 상한은 특별히 규정하지 않으나, 도입되는 전단 변형의 누적이라는 관점으로부터, 많게 한 쪽이 큰 영률 향상 효과가 얻어지기 때문에, 1100℃ 이하의 압연의 전체 패스를 이주속 압연으로 해도 상관없다. 통상, 마무리 열연의 패스수는 8 패스 정도까지이다.
상기와 같은 방법으로 제조된 열연 강판은 필요에 따라서 산 세척하고, 그 후 인라인 또는 오프라인으로 압하율 10％ 이하의 조질 압연을 실시해도 좋다. 또한, 용도에 따라서 용융 아연 도금 또는 합금화 용융 아연 도금을 실시해도 좋다. 아연 도금의 조성은 특별히 한정되는 것이 아니라, 아연 외에, Fe, Al, Mn, Cr, Mg, Pb, Sn, Ni 등을 필요에 따라서 첨가해도 상관없다. 또한, 조질 압연은, 아연 도금, 합금화 처리 후에 행해도 좋다.
합금화 처리는 450 내지 600℃의 범위 내에서 행한다. 450℃ 미만에서는 합금화가 충분히 진행되지 않고, 또한 600℃ 이상에서는 과도하게 합금화가 진행되어, 도금층이 취화되기 때문에, 프레스 등의 가공에 의해 도금이 박리되는 등의 문제를 유발한다. 합금화 처리의 시간은 10s 이상으로 한다. 10s 미만에서는 합금화가 충분히 진행되지 않는다. 합금화 처리의 시간의 상한은 특별히 규정하지 않으나, 통상, 연속 라인에 설치된 열처리 설비에 의해 행하기 때문에, 3000s를 초과하여 행하면 생산성을 손상시키거나, 또는 설비 투자가 필요로 되기 때문에, 제조 비용이 높아진다.
또한, 합금화 처리에 앞서, 제조 설비의 구성에 따라서, Ac3 변태 온도 이하의 어닐링을 실시해도 좋다. 이 온도 영역 이하의 온도이면 집합 조직에는 거의 변화를 발생시키지 않기 때문에 영률의 저하를 억제하는 것이 가능하다.
(제1 실시예)
표 1에 나타낸 조성(잔량부는 Fe 및 불가피적 불순물)을 갖는 강을 용제하여 강편을 제조하고, 강편을 가열하여, 열간에서 거친 압연에 계속해서, 표 2 및 표 3(표 2의 계속)에 나타낸 조건에서 마무리 압연을 행했다. 마무리 압연의 스탠드는 전체 6 단계로 이루어지고, 롤 직경은 650 내지 830㎜이다. 또한 최종 패스 후의 마무리 판 두께는 1.6㎜ 내지 10㎜로 했다. 또한, 표 2 및 표 3에 있어서, SRT[℃]는 강편의 가열 온도, FT[℃]는 압연의 최종 패스 후, 즉 마무리 출구측의 온도, CT[℃]는 권취 온도이다. 압하율은, 1100℃에 있어서의 판 두께와 마무리 판 두께의 차를 1100℃에 있어서의 판 두께로 나눈 값이고, 백분률로서 나타냈다. 형상비의 칸에는 각 패스에서의 형상비의 값을 나타낸다. 형상비의 칸에 나타낸「―」는, 그 패스에서의 압연 온도가 1100℃ 초과였던 것을 의미한다. 또한, 형상비의 합격 여부란에는, 각 패스의 형상비의 적어도 2개 이상이 2.3을 초과하고 있는 경우에는 ○, 초과하고 있지 않은 경우에는 ×를 나타냈다.
또한, 표 1의 빈칸은, 그 원소를 의도적으로 첨가하고 있지 않는 것을 의미한다(표 10도 마찬가지임). 또한, 표 1의 식 1은, Ti 및 N의 함유량[질량％]에 의해 계산한, 하기 식 1의 좌변의 값이다.
[식 1]
Figure 112009026986037-PCT00014
표 1의 강 No.W 및 Y는, Ti을 첨가하고 있지 않은 비교예이고, 식 1의 칸에「―」을 나타냈다.
또한, 표 1의 식 2는, Mn, Mo, W, Ni, Cu, Cr은 각 원소의 함유량[질량％]에 의해 계산한, 하기 식 2의 좌변의 값이다.
[식 2]
Figure 112009026986037-PCT00015
Mn, Mo, W, Ni, Cu, Cr의 함유량이 불순물 정도인 경우, 예를 들어 표 1의 Mo, W, Ni, Cu, Cr이 빈칸인 경우에는 0으로 하여 상기 식 2의 좌변을 계산한다.
또한, 표 1 내지 표 3에 나타낸 Ar3은 하기 식 4로부터 계산된 Ar3 변태 온도이다.
[식 4]
Figure 112009026986037-PCT00016
여기서, C, Si, P, Al, Mn, Mo, Cu, Cr, Ni은, 각 원소의 함유량[질량％]이고, 함유량이 불순물 정도인 경우에는 0으로 한다.
이와 같이 얻어진 강판으로부터 JIS Z 2201에 준거한 인장 시험편을 채취하고, 인장 시험을 JIS Z 2241에 준거하여 행하고, 인장 강도를 측정했다. 영률의 측정은 정적 인장법과 진동법의 양법에 의해 측정했다.
정적 인장법에 의한 영률의 측정은, JIS Z 2201에 준거한 인장 시험편을 사용하여, 강판의 항복 강도의 1/2에 상당하는 인장 응력을 부여하여 행했다. 측정은 5회 행하고, 응력―변형 선도의 기울기를 기초로 하여 산출한 영률 중, 최대값 및 최소값을 제외한 3개의 계측값의 평균값을 정적 인장법에 의한 영률로서 구하고, 그것을 정점 영률로 했다.
진동법은 JIS Z 2280에 준거한 상온에서의 가로 공진법으로 행했다. 즉 시료를 고정하지 않고 진동을 가하고, 발진기의 진동수를 서서히 변화시켜 1차 공진 진동수를 측정하고, 그 진동수로부터 영률을 계산에 의해 구하고, 그것을 동적 영률로 했다.
또한, 강판의 1/6판 두께부의 {100}<001> 및 {110}<001> 방위 및 {110}<111> 내지 {110}<112> 방위군 및 {211}<111> 방위의 X선 랜덤 강도비를, 이하와 같이 하여 측정했다. 우선, 강판을 기계 연마 및 버프 연마 후, 또한 전해 연마하여 변형을 제거하고, 1/6판 두께부가 측정면으로 되도록 조정한 시료를 사용하여, X선 회절을 행했다. 또한, 특정의 방위로의 집적을 갖지 않는 표준 시료의 X선 회절도 동일 조건에서 행했다. 다음에, X선 회절에 의해 얻어진 {110}, {100}, {211}, {310} 극점도를 기초로 급수 전개법으로 ODF를 얻었다. 이 ODF로부터, {100}<001> 및 {110}<001> 방위 및 {110}<111> 내지 {110}<112> 방위군의 X선 랜덤 강도비를 구했다.
강판의 1/2판 두께부의, {332}<113> 방위 및 {225}<110> 방위의 X선 랜덤 강도비는, 1/6판 두께부의 시료와 마찬가지로 하여, 1/2판 두께부가 측정면으로 되도록 조정한 시료를 사용하여 X선 회절을 행하고, ODF로부터 구했다.
또한, 이들 강판 중, 열간 압연 종료 후에 용융 아연 도금을 실시한 경우에는,「용융」, 520℃에서 15초의 합금화 용융 아연 도금을 실시한 경우에는,「합금」으로 표기했다.
결과를 표 4 및 표 5(표 4의 계속)에 나타낸다. 또한, 영률의 칸의 RD는 압 연 방향(Rolling Direction), TD는 압연 방향과 직각의 방향인 폭 방향(Transverse Direction)을 각각 의미한다.
표4 및 표 5로부터 명백한 바와 같이, 본 발명의 화학 성분을 갖는 강을 적정한 조건에서 열간 압연한 경우에는, 압연 방향, 압연 직각 방향 모두 정적 인장법에 의한 영률이 220㎬ 초과로 할 수 있었다. 특히, 판 두께 중심층의 집합 조직의 조건을 동시에 만족하는 경우에는 정적 인장법에 의한 영률이 높고, 또한 진동법과의 차가 작아지는 것을 알 수 있다.
또한, 강 No.N은, 식 2의 값이 바람직한 범위 밖이고, 1/2판 두께부의 집합 조직이 약간 열화되고 있어, 정적 영률과 동적 영률의 차가 커지고, 압연 방향의 정적 영률이 약간 저하한 예이다.
한편, 제조 No.43 내지 48은, 화학 성분이 본 발명의 범위 밖인 강 No.U 내지 Z를 사용한 비교예이다.
제조 No.43은, Nb를 과잉으로 함유하는 강 No.U를 사용한 예이고, 1/6판 두께부의 {100}<001> 방위와 {110}<001> 방위의 X선 랜덤 강도비의 합이 커지고, {110}<111> 내지 {110}<112> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 최대값과 {211}<111> 방위의 X선 랜덤 강도비의 합이 저하되고, 또한 1/2판 두께부의 {332}<113> 방위의 X선 랜덤 강도비 (A)와 {225}<110> 방위의 X선 랜덤 강도비 (B)와의 비, (A)/(B)도 약간 낮아져, 압연 방향의 영률이 저하되고 있다. {100}<001>과 {110}<001> 방위의 X선 랜덤 강도비의 합이 강해진 이유에 대해서는 불명백하나, Nb의 과잉 첨가에 의해 γ상에서의 전단 가공 집합 조직 형성 및 그 후의 γ상으로부터 페라이트상으 로의 변태시의 배리언트 선택성에 변화가 발생한 것이라 생각된다. 폭 방향의 영률은 종래부터 알려져 있는 바와 같이, 판 두께 중심층에 발달한 미(未)재결정 γ로부터의 압연 변태 집합 조직에 의해 높은 값이 얻어지나, 본 발명에 있어서도 같은 메커니즘에 의해 폭 방향의 고영률이 달성되고 있다고 생각된다.
제조 No.44는, Mn량이 적은 강 No.V를 사용한 예이고, 압연 방향의 영률이 저하되고 있다. 이것은 Mn 저하에 수반하여 Ar3 변태 온도가 상승하고, 그 결과, Ar3 변태 온도 이하에서의 열연으로 되어, {110}<001> 방위의 집적도가 올랐기 때문이다.
제조 No.45는 Ti을 함유하지 않고 식 1을 만족하지 않는 강 No.W를 사용한 예이고, 또한 식 2의 계산값도 바람직한 하한값 미만이고, 1/6판 두께부의 {110}<111> 내지 {110}<112> 방위군의 X선 랜덤 강도비와 {211}<111> 방위의 X선 랜덤 강도비의 합이 저하되고, 압연 방향의 영률이 저하되고 있다.
제조 No.46 내지 48은, 식 1을 만족하지 않는 강 No.X, Ti를 함유하지 않고 식 1을 만족하지 않는 강 No.Y, Nb를 함유하지 않는 강 No.Z를 사용한 예이고, {110}<111> 내지 {110}<112> 방위군의 X선 랜덤 강도비와 {211}<111> 방위의 X선 랜덤 강도비의 합이 저하되고, 압연 방향의 영률이 저하되고 있다. 강 Z만, 폭 방향의 영률도 동시에 저하되고 있으나, 이것은 강 Z에 재결정 억제하는 원소가 거의 첨가되어 있지 않기 때문에, 판 두께 중심부에서의 압연 변태 집합 조직의 발달이 불충분했기 때문이라고 추측된다.
또한, 강 No.C, J의 비교예인 제조 No.8, 24와 같이, 형상비가 2.3 이상인 패스가 적으면 진동법으로는 높은 영률을 얻을 수 있어도, 정적 인장법으로는 220㎬를 초과할 수 없다.
강 No.B의 비교예인 제조 No.5 및 강 No.G의 비교예인 제조 No.18은 열간 압연의 마무리 온도(FT)[℃]가 높고, 1/6판 두께부에 있어서, 압연 방향의 영률의 향상에 바람직한 {110}<111> 내지 {110}<112> 방위군의 X선 랜덤 강도비와 {211}<111> 방위의 합이 저하되고, 판 두께 방향 전체에 있어서 집합 조직이 발달하지 않기 때문에, 폭 방향의 영률도 저하되고 있다.
강 No.K의 비교예인 제조 No.27은 권취 온도(CT)[℃]가 높고, 1/6판 두께부에 있어서, 압연 방향의 영률의 향상에 바람직한 {110}<111> 내지 {110}<112> 방위군의 X선 랜덤 강도비와 {211}<111> 방위의 합이 저하된 예이다.
강 No.E의 비교예인 제조 No.13은, 강편의 가열 온도(SRT)[℃]를 낮게 했기 때문에, 열간 압연의 마무리 온도(FT)[℃]가 Ar3 변태 온도보다도 저하되고, 그로 인해, 1/6판 두께부에 있어서, {100}<001> 방위의 X선 랜덤 강도비가 높아지고, 압연 방향 및 폭 방향의 영률이 저하된 예이다.
강 No.H의 비교예인 제조 No.20은, 마무리 압연의 압하율, 즉 1100℃ 이하에서의 압하율이 낮기 때문에, {110}<111> 내지 {110}<112> 방위군의 X선 랜덤 강도비와 {211}<111> 방위의 합이 저하되고, 압연 방향 및 폭 방향의 영률이 저하된 예이다.
강 No.N의 비교예인 제조 No.35는, 열간 압연의 1100℃ 이하에서의 압하율이 낮고, 형상비가 2.3 이상인 패스가 적기 때문에, {110}<111> 내지 {110}<112> 방위군의 X선 랜덤 강도비가 저하되고, 압연 방향 및 폭 방향의 영률이 저하된 예이다.
Figure 112009026986037-PCT00017
Figure 112009026986037-PCT00018
Figure 112009026986037-PCT00019
Figure 112009026986037-PCT00020
Figure 112009026986037-PCT00021
(제2 실시예)
표 1에 나타낸 강 C와 M을 사용하여, 표 6에 나타낸 조건에서 열간 압연을 행했다. 표 6에 나타낸 제조 No.50, 52 및 53은, 전체 6 단계로 이루어지는 마무리 압연 스탠드의 최종 3 단계, 즉 4 패스, 5 패스 및 6 패스에서의 이주속률을 변화시킨 이주속 압연을 행한 예이다. 또한, 표 6에서 표시되어 있지 않은 열연 조건은 모두 제1 실시예와 마찬가지이다. 또한, 제1 실시예와 마찬가지로, 인장 특성, 1/6판 두께부 및 1/2판 두께부의 집합 조직의 측정, 영률의 측정을 행했다. 결과를 표 7에 나타낸다.
이것으로부터 명백한 바와 같이, 본 발명의 화학 성분을 갖는 강을 적정한 조건에서 열연할 때에 1％ 이상의 이주속 압연을 1 패스 이상 가하면, 표층 근방에서의 집합 조직 형성이 촉진되고, 또한 영률이 향상된다.
Figure 112009026986037-PCT00022
Figure 112009026986037-PCT00023
(제3 실시예)
표 1에 나타낸 강 D 및 N을 사용하여, 표 8에 나타낸 바와 같이 유효 변형량 ε*을 변화시켜 열간 압연을 행했다. 또한, 표 8에 표시되어 있지 않은 열연 조건은 모두 제1 실시예와 마찬가지이다. 또한, 제1 실시예와 마찬가지로, 인장 특성, 1/6판 두께부 및 1/2판 두께부의 집합 조직의 측정, 영률의 측정을 행했다. 결과를 표 9에 나타낸다.
이것으로부터 명백한 바와 같이, 본 발명의 화학 성분을 갖는 강을 적정한 조건에서 열연할 때에 유효 변형량 ε* 0.4 이상으로 하면 표층 근방에서의 집합 조직 형성이 촉진되고, 또한 영률이 향상된다.
Figure 112009026986037-PCT00024
Figure 112009026986037-PCT00025
(제4 실시예)
표 10에 나타낸 조성(잔량부는 Fe 및 불가피적 불순물)을 갖는 강을 용제하여 강편을 제조하고, 강편을 가열하여, 열간에서 거친 압연에 계속해서, 표 11에 나타낸 조건에서 마무리 압연을 행했다. 마무리 압연의 스탠드는 전체 6 단계로 이루어지고, 롤 직경은 700 내지 830㎜이다. 또한 최종 패스 후의 마무리 판 두께는 1.6㎜ 내지 10㎜로 했다. 식 1의 칸의「―」는, Ti을 첨가하고 있지 않는 비교예인 것을 의미한다.
이와 같이 얻어진 강판으로부터, 제1 실시예와 마찬가지로 하여, 인장 강도 및 영률의 측정을 행하고, 강판의 1/6판 두께부의 집합 조직을 측정했다. 또한, 강판의 1/2판 두께부의, {332}<113> 방위 및 {001}<110> 방위와 {112}<110> 방위의 X선 랜덤 강도비는, 1/6판 두께부의 시료와 마찬가지로 하여, 1/2판 두께부가 측정면으로 되도록 조정한 시료를 사용하여 X선 회절을 행하고, ODF로부터 구했다. 이들 강판 중, 열간 압연 종료 후에 용융 아연 도금을 실시한 경우에는,「용융」, 520℃에서 15초의 합금화 용융 아연 도금을 실시한 경우에는,「합금」으로 표기했다.
결과를 표 12에 나타낸다. 표 12로부터 명백한 바와 같이, 본 발명의 화학 성분을 갖는 강을 적정한 조건에서 열간 압연한 경우에는, 압연 방향, 압연 직각 방향 모두 정적 인장법에 의한 영률이 220㎬ 초과로 할 수 있었다. 특히, 판 두께 중심층의 집합 조직의 조건을 동시에 만족하는 경우에는 정적 인장법에 의한 영률이 높고, 또한 진동법과의 차가 작아지는 것을 알 수 있다.
한편, 제조 No.78은, Mn량이 적은 강 No.AL을 사용한 예이고, Ar3이 상승하고 있다. 그 결과, Ar3 이하에서의 열연으로 되고, {110}<001> 방위의 집적도가 올라가고, 압연 방향의 영률이 저하되고 있다. 또한, 제조 No.79 및 80은, 각각 Ti을 함유하지 않고 식 1을 만족하지 않는 강 No.AO 및 Nb를 함유하지 않는 강 No.AP를 사용한 예이고, 1/6판 두께부의 {110}<111> 내지 {110}<112> 방위군의 X선 랜덤 강도비와 {211}<111> 방위의 X선 랜덤 강도비의 합이 저하되고, 압연 방향의 영률이 저하되고 있다.
또한, 강 No.AA, AC 및 AE의 비교예인 제조 No.61, 64 및 67과 같이, 형상비가 2.3 이상인 패스가 적으면 진동법으로는 높은 영률을 얻을 수 있어도, 정적 인장법으로는 220㎬를 초과할 수 없다. 또한, 강 No.AG의 비교예인 제조 No.70과 같이, 형상비가 2.3 이상인 패스가 적고, 압하율이 낮으면, 진동법 및 정적 인장법으로의 영률이 220㎬보다도 저하되고 있다.
Figure 112009026986037-PCT00026
Figure 112009026986037-PCT00027
Figure 112009026986037-PCT00028
(제5 실시예)
표 10에 나타낸 강 AA와 AF를 사용하여, 표 13에 나타낸 조건에서 열간 압연을 행했다. 표 13에 나타낸 제조 No.82, 84 및 85는, 전체 6 단계로 이루어지는 마무리 압연 스탠드의 최종 3 단계, 즉 4 패스, 5 패스 및 6 패스에서의 이주속률을 변화시킨 이주속 압연을 행한 예이다. 또한, 표 13에서 표시되어 있지 않은 열연 조건은 모두 제4 실시예와 마찬가지이다. 또한, 제4 실시예와 마찬가지로, 인장 특성, 1/6판 두께부 및 1/2판 두께부의 집합 조직의 측정, 영률의 측정을 행했다. 결과를 표 14에 나타낸다.
이것으로부터 명백한 바와 같이, 본 발명의 화학 성분을 갖는 강을 적정한 조건에서 열연할 때에 1％ 이상의 이주속 압연을 1 패스 이상 가하면, 표층 근방에서의 집합 조직 형성이 촉진되고, 또한 영률이 향상된다.
Figure 112009026986037-PCT00029
Figure 112009026986037-PCT00030
(제6 실시예)
표 10에 나타낸 강 AB 및 AG를 사용하여, 표 15에 나타낸 바와 같이 유효 변형량 ε*을 변화시켜 열간 압연을 행했다. 또한, 표 15에 표시되어 있지 않은 열연 조건은 모두 제4 실시예와 마찬가지이다. 또한, 제4 실시예와 마찬가지로, 인장 특성, 1/6판 두께부 및 1/2판 두께부의 집합 조직의 측정, 영률의 측정을 행했다. 결과를 표 16에 나타낸다.
이것으로부터 명백한 바와 같이, 본 발명의 화학 성분을 갖는 강을 적정한 조건에서 열연할 때에 유효 변형량 ε* 0.4 이상으로 하면 표층 근방에서의 집합 조직 형성이 촉진되고, 또한 영률이 향상된다.
Figure 112009026986037-PCT00031
Figure 112009026986037-PCT00032
본 발명의 고영률 강판은, 자동차, 가정 전기 제품, 건물 등에 사용된다. 또한, 본 발명의 고영률 강판은, 표면 처리를 하지 않는 좁은 의미의 열연 강판과, 방청을 위해 용융 Zn 도금, 합금화 용융 Zn 도금, 전기 도금 등의 표면 처리를 실시한 넓은 의미의 열연 강판을 포함한다. 표면 처리에는 알루미늄계의 도금, 열연 강판, 각종 도금 강판의 표면으로의 유기 피막, 무기 피막의 형성, 도포 장착, 그들을 조합한 처리도 포함된다.
본 발명의 강판은 높은 영률을 갖기 위해, 종래 강판보다도 판 두께를 감소시키는 것, 즉 경량화가 가능하게 되어, 지구 환경 보전에 기여할 수 있다. 또한, 본 발명의 강판은, 형상 동결성도 개선되기 때문에, 자동차용 부재 등의 프레스 부품으로의 고강도 강판의 적용이 용이해진다. 또한, 본 발명의 강판을 성형, 가공하여 얻어진 부재는, 충돌 에너지 흡수 특성도 우수하므로, 자동차의 안전성의 향상에도 기여한다.

Claims (15)

  1. 질량％로,
    C : 0.005 내지 0.200％,
    Si : 2.50％ 이하,
    Mn : 0.10 내지 3.00％,
    P : 0.150％ 이하,
    S : 0.0150％ 이하,
    Al : 0.150％ 이하,
    N : 0.0100％ 이하,
    Nb : 0.005 내지 0.100％,
    Ti : 0.002 내지 0.150％를 함유하고, 하기 식 1을 만족하고, 잔량부가 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지고, 강판의 표면으로부터의 판 두께 방향의 거리가 판 두께의 1/6인 위치의, {100}<001> 방위의 X선 랜덤 강도비와 {110}<001> 방위의 X선 랜덤 강도비의 합이 5 이하이고, {110}<111> 내지 {110}<112> 방위군의 X선 랜덤 강도비의 최대값과 {211}<111> 방위의 X선 랜덤 강도비의 합이 5 이상인 것을 특징으로 하는, 고영률 강판.
    [식 1]
    Figure 112009026986037-PCT00033
    여기서, Ti, N는 각 원소의 함유량[질량％]임.
  2. 제1항에 있어서, 하기 식 2를 만족하는 것을 특징으로 하는, 고영률 강판.
    [식 2]
    Figure 112009026986037-PCT00034
    여기서, Mn, Mo, W, Ni, Cu, Cr은 각 원소의 함유량[질량％]임.
  3. 제1항 또는 제2항에 있어서, 질량％로,
    Mo : 0.01 내지 1.00％,
    Cr : 0.01 내지 3.00％,
    W : 0.01 내지 3.00％,
    Cu : 0.01 내지 3.00％,
    Ni : 0.01 내지 3.00％의 1종 또는 2종 이상을 함유하는 것을 특징으로 하는, 고영률 강판.
  4. 제1항 내지 제3항 중 어느 한 항에 있어서, 질량％로,
    B : 0.0005 내지 0.0100％를 함유하는 것을 특징으로 하는, 고영률 강판.
  5. 제1항 내지 제4항 중 어느 한 항에 있어서, 질량％로,
    Ca : 0.0005 내지 0.1000％,
    Rem : 0.0005 내지 0.1000％,
    V : 0.001 내지 0.100％의 1종 또는 2종 이상을 함유하는 것을 특징으로 하는, 고영률 강판.
  6. 제1항 내지 제5항 중 어느 한 항에 있어서, 강판의 판 두께 방향의 중앙부의, {332}<113> 방위의 X선 랜덤 강도비 (A)가 15 이하, {225}<110> 방위의 X선 랜덤 강도비 (B)가 5 이상, 또한 (A)/(B) ≤ 1.00을 만족하는 것을 특징으로 하는, 고영률 강판.
  7. 제1항 내지 제6항 중 어느 한 항에 있어서, 강판의 판 두께 방향의 중앙부의, {332}<113> 방위의 X선 랜덤 강도비 (A)가 15 이하, {001}<110> 방위의 X선 랜덤 강도비와 {112}<110> 방위의 X선 랜덤 강도비의 단순 평균값 (C)가 5 이상, 또한 (A)/(C) ≤ 1.10을 만족하는 것을 특징으로 하는, 고영률 강판.
  8. 제1항 내지 제7항 중 어느 한 항에 있어서, 정적 인장법으로 측정된 압연 방향의 영률이 220㎬ 이상인 것을 특징으로 하는, 고영률 강판.
  9. 제1항 내지 제8항 중 어느 한 항에 기재된 고영률 강판에, 용융 아연 도금이 실시되어 있는 것을 특징으로 하는, 용융 아연 도금 강판.
  10. 제1항 내지 제8항 중 어느 한 항에 기재된 고영률 강판에, 합금화 용융 아연 도금이 실시되어 있는 것을 특징으로 하는, 합금화 용융 아연 도금 강판.
  11. 제1항 내지 제5항 중 어느 한 항에 기재된 화학 성분을 갖는 강편에, 1100℃ 이하, 최종 패스까지의 압하율을 40％ 이상으로 하고, 하기 식 3에 의해 구해지는 형상비 X가 2.3 이상인 압연을 2 패스 이상으로 하고, 최종 패스의 온도를 Ar3 변태점 이상 900℃ 이하로 하는 열간 압연을 실시하고, 700℃ 이하에서 권취하는 것을 특징으로 하는, 고영률 강판의 제조 방법.
    [식 3]
    Figure 112009026986037-PCT00035
    여기서, 1d(압연 롤과 강판의 접촉 호 길이) : √[L × (hin － hout)/2]
    1d : (hin ＋ hout)/2
    L : 압연 롤의 직경
    hin : 압연 롤 입구측의 판 두께
    hout : 압연 롤 출구측의 판 두께
  12. 제11항에 있어서, 하기 식 5에 의해 계산되는 유효 변형량 ε*가 0.4 이상으 로 되도록 열간 압연을 행하는 것을 특징으로 하는, 고영률 강판의 제조 방법.
    [식 5]
    Figure 112009026986037-PCT00036
    여기서, n은 마무리 열연의 압연 스탠드수, εj는 j번째의 스탠드에서 가해진 변형, εn은 n번째의 스탠드에서 가해진 변형, ti는 i 내지 i+1번째의 스탠드 사이의 주행 시간[s], τi는 기체 상수(R)(= 1.987)와 i번째의 스탠드의 압연 온도(Ti)[K]에 의해 하기 식 6으로 계산할 수 있음.
    [식 6]
    Figure 112009026986037-PCT00037
  13. 제11항 또는 제12항에 있어서, 열간 압연의, 적어도 1 패스 이상의 이주속률을 1％ 이상으로 하는 것을 특징으로 하는, 고영률 강판의 제조 방법.
  14. 제11항 내지 제13항 중 어느 한 항에 기재된 방법으로 제조한 강판의 표면에 용융 아연 도금을 실시하는 것을 특징으로 하는, 용융 아연 도금 강판의 제조 방법.
  15. 제11항 내지 제13항 중 어느 한 항에 기재된 방법으로 제조한 강판의 표면에 용융 아연 도금을 실시한 후, 450 내지 600℃까지의 온도 범위에서 10s 이상의 열처리를 행하는 것을 특징으로 하는, 합금화 용융 아연 도금 강판의 제조 방법.
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