KR20140050003A - 구리 아연 합금 - Google Patents

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한스-아킴 쿤
안드레아 코이플러
스테판 그로스
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빌란트-베르케악티엔게젤샤프트
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    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C9/00—Alloys based on copper
    • C22C9/04—Alloys based on copper with zinc as the next major constituent

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Abstract

본 발명은 열기계적 처리를 거치고 (중량%로) 15.5 내지 36.0%의 Zn, 0.3 내지 3.0%의 Sn, 0.1 내지 1.5%의 Fe, 선택적으로 또한 0.001 내지 0.4%의 P, 선택적으로 또한 0.01 내지 0.1%의 Al, 선택적으로 또한 0.01 내지 0.03%의 Ag, Mg, Zr, In, Co, Cr, Ti, Mn, 선택적으로 또한 0.05 내지 0.5%의 Ni, 잔량의 구리와 불가피한 불순물로 조성된 구리 합금으로서, 상기 합금의 미세조직은 주요 조직층의 비율이 적어도 10 부피%의 구리층, 적어도 10 부피%의 S/R-층, 적어도 5 부피%의 황동층, 적어도 2 부피%의 주조층, 적어도 2 부피%의 22RD-입방체층, 적어도 0.5 부피%의 입방체층으로 이루어져 있고 미세 분포된 철 함유 입자가 합금 기지에 함유되어 있는 것을 특징으로 하는 구리 합금에 관한 것이다.

Description

구리 아연 합금{COPPER ZINC ALLOY}
본 발명은 청구범위 제1항의 전제부에 따른 구리 합금에 관한 것이다.
접속 접촉기를 포함하는 전기부품들은 정보기술의 기초를 이룬다. 모든 접속 접촉기에서 고려되는 가장 중요한 사항은 가장 적은 비용으로 성능을 최적화하는 것이다. 계속되는 가격압력으로 인해 전자산업에서는 특히 원하는 특성을 가지면서 가격도 적정한 대안 재료에 대한 필요성이 있어 왔다. 합금의 바람직한 특성으로는 예를 들면 높은 전기전도성, 높은 열전도성, 높은 내응력이완성과 높은 인장강도가 있다. 전형적인 구리 합금은 일반적으로 내부식성이 탁월하고 전기전도성과 열전도성이 높고 저장성과 마모 특성이 좋아 접속 단자로서 사용되고 그 밖의 전기적 용도와 열적 용도로도 사용되고 있다. 상기 용도로서 구리 합금이 적합한 또 다른 이유는 저온 또는 고온 가공성이 좋고 변형 억제성이 양호하기 때문이다.
문헌 EP 1 290 234 B1에는 높은 전기전도성, 높은 인장강도와 높은 성형 안정성을 가진 통상적인 다른 구리 합금에 비해 비용면에서 유리한 대안으로서 구리 합금이 공지되어 있다. 상기 합금은 13 내지 15%의 아연, 0.7 내지 0.9%의 주석, 0.7 내지 0.9%의 철과 잔량의 구리로 구성되어 있다. 현재 시중에서 비교적 가격이 낮은 금속인 아연을 사용함으로써 기본 재료의 비용을 절감할 수 있다.
특허문헌 US 3,816,109에는 아연 함량이 최대 15.0%인 구리 합금이 공지되어 있다. 철 함량은 1.0 내지 2.0%이다. 상기 조성에 의해 충분한 인장강도와 함께 비교적 양호한 전기전도성이 얻어진다.
나아가 특허문헌 US 6,132,528에는 35.0% 이하의 높은 아연 함량을 가진 구리-주석-철-아연 합금이 공지되어 있다. 철 함량은 1.6 내지 4.0%이다. 철의 첨가는 주조 직후 결정립을 미세화하는 역할을 한다.
본 발명의 목적은 구리 합금을 개량하여 내응력이완성과 나아가 재료 특성을 더욱 향상시키는데 있다. 특히 낮은 금속 가격과 동시에 밴드 재료로서 합금을 청동 CuSn4(C51100)와 CuSn6(C51900)의 기술적 특성에 맞춰 가공하여야 한다. 뿐만 아니라 제조 경로를 가급적 단순하게 구성해야 한다. 인장강도와 관련한 값은 600 MPa이어야 하고 전기전도성은 적어도 20% IACS이어야 한다. 게다가, 밴드로서 가공한 구리 합금은 굴곡성이 좋아야 하고 탄성재료로서 사용할 수 있어야 한다.
본 발명은 청구범위 제1항의 특징부에 기재되어 있다. 다른 종속항들은 본 발명의 유리한 실시형태와 추가 실시형태에 관한 것이다.
본 발명은 열기계적 처리를 거치고, (중량%로):
15.5 내지 36.0%의 Zn,
0.3 내지 3.0%의 Sn,
0.1 내지 1.5%의 Fe,
선택적으로 또한 0.001 내지 0.4%의 P,
선택적으로 또한 0.01 내지 0.1%의 Al,
선택적으로 또한 0.01 내지 0.03%의 Ag, Mg, Zr, In, Co, Cr, Ti, Mn,
선택적으로 또한 0.05 내지 0.5%의 Ni,
잔량의 구리와 불가피한 불순물로 조성된 구리 합금으로서, 상기 합금의 미세조직은
주요 조직층의 비율이
적어도 10 부피%의 구리층,
적어도 10 부피%의 S/R-층,
적어도 5 부피%의 황동층,
적어도 2 부피%의 주조층,
적어도 2 부피%의 22RD-입방체층,
적어도 0.5 부피%의 입방체층으로 이루어져 있고,
미세 분포된 철 함유 입자가 합금 기지에 함유되어 있는 것을 특징으로 하는 구리 합금을 포함한다.
기본적으로 본 발명에 따른 구리 합금은 구리, 아연, 주석과 철을 주성분으로 포함하는 밴드, 와이어 또는 관형 재료이다. 상기 합금 중 아연 함량은 성형이 용이한 단일상의 합금이 얻어지도록 특히 기준에 따라 15.5 내지 36.0% 사이에서 선택된다. 이때, 단일상의 기본 조직은 알파상으로 이루어진다. 또한 상기 기본 조직은 가급적 미세 석출물이 다른 원소들을 함유하기에 적합하여야 한다. 이때 아연 함량은 36.0%를 초과해서는 안 되는데, 합금 중에 바람직하지 않은 상 조직이 생기기 때문이라는 것이 밝혀졌다. 바람직한 실시형태에 있어서, 상기 아연 함량은 최대 32.0%를 넘어서는 안 된다. 특히 위에서 정의한 아연 함량치를 넘으면 바람직하지 않은 취성의 베타상이 생성된다. 한편, 30.0%의 아연을 포함하는 합금 변형예를 광범위하게 시험한 결과, 원하는 특성을 확보할 수 있는 것으로 나타났다. 상기 합금의 중요한 특성은 응력 이완과 응력 균열 부식에 대한 내성이다. 한편, 본 발명에 따른 해결수단에서 경제적인 측면 또한 중요하다고 말할 수 있다. 현재 원소 아연은 시중에서 충분히 저렴하게 입수하여 사용할 수 있으므로 금속 가격면에서 유리하면서 지금까지 알려진 합금의 특성에 적어도 필적할만한 합금을 제조할 수 있다. 따라서 본 발명에 따른 합금은 종래의 구리-주석-인-합금보다 금속 가격이 낮다. 또한 상기 합금의 재료 특성에 대해서 알아보기로 한다.
기술적인 관점에서 본 발명에 따른 금속 중 주석 함량이 높을수록 강도와 내응력이완성에 영향을 준다. 한편, 상기 주석 함량은 3.0%를 초과해서는 안 되는데, 전도성과 굴곡성에 악영향을 주기 때문이다. 원칙적으로 주석 농도는 가능한 한 낮게 유지되어야 하지만, 함량이 0.3% 미만이면 합금 특성에 대한 실질적인 영향을 더 이상 기대할 수 없게 된다.
철은 석출 입자를 형성하는 역할과 이에 따라 통상적인 황동에 비해 이완 특성을 개선시키는 역할을 한다. 석출물 형성은 제조공정 중에 제어 및 최적화될 수 있다. 특히 상기 합금에서 석출물은 열간압연 공정과 그 이후 특정 조건에서 냉각하는 중에 형성된다. 상기 합금화에 유효한 경화 메커니즘을 담당하는 것은 기본적으로 원소 철이다.
이와 관련하여, 상기 합금 기지 중에 존재하는 철 함유 입자는 마이크로미터 미만의 범위로 형성된다. 상기 합금에 선택적으로 함유된 추가 원소들은 공정의 진행과 관련하여 합금의 특성을 더욱 향상시키는데 효과적이거나 또는 용융상에서 제조 공정시 효과를 나타내기도 한다. 밴드에서 또 다른 중요한 특성은 굴곡성으로, 특히 아연 함량이 높을 때 향상된다. 시험 결과를 통해 낮은 아연 함량 뿐 아니라 높은 아연 함량에서도 합금에서는 높은 잔류 응력이 거의 동일하게 일어남을 알 수 있다. 이와 관련하여 실제로 본 발명에 따른 합금에서 이완 내성은 통상적인 황동에 비해 크게 개선되고 청동의 통상적인 값보다는 근소하게 작다. 결과적으로, 이완 내성과 관련하여 본 발명의 황동 합금은 시판되고 있는 주석 청동의 범위 내이다.
본 발명에 따른 합금에서는 가공 공정에 의해 주요 조직층의 특정 조합을 갖는 미세조직이 특히 중요하다. 상기 조직은 제조시 서로 다른 압연공정에 의한 열기계적 처리에서 생성된다. 압연 성형으로는 한편으로는 냉간압연 공정과 중간 열처리 및 다른 한편으로는 추가 냉간압연 공정과 중간 열처리와 함께 열간압연 공정을 포함할 수 있다. 이때 위에서 정의한 주요 조직층을 가진 본 발명에 따른 합금의 구성은 소정의 압연도와 관련하여 공정 기술적으로 정확하게 미세 분포된 철 함유 입자의 형성에 맞춰줘야 한다. 이렇게 해야 비로소 기대한 특성 조합을 최적화할 수 있다.
예를 들면 스프링 부재를 제작하는 경우에 스프링의 강성과 내응력성을 결정하는 재료 파라미터가 특히 중요하다. 형성된 조직층과 이로부터 얻어지는 기계적 이방성 사이에는 밀접한 상관관계가 존재한다. 면심입방 구조의 금속은 높은 압연변형 후에 적층 결함 에너지에 따라 일반적으로 2개의 서로 다른 조직형이 형성된다. 알루미늄과 구리와 같이 적층 결함 에너지가 중간 내지 높은 금속은 이상적인 층인 소위 황동층, S-층과 구리층으로 구성되는 소위 구리 압연 조직을 형성한다. 제2분류형은 대부분의 구리 합금을 포함하는 금속 재료에 의해 낮은 적층 결함 에너지가 생성되고 실질적으로 황동층으로 구성되는 소위 합금 압연 조직이다. 최근에 구리와 구리-아연-합금에 대한 조직 시험 및 구리와 CuZn30에 대한 전자현미경 시험 결과, CuZn30이 미세조직과 조직구성과 관련하여 성형도가 낮을수록 구리와 유사하게 거동하고 압연도가 중간 내지 높을 때에는 추후 진행되는 트윈 밴드 형성과 전단 밴드 형성의 결과 전형적인 황동 압연 조직이 형성되는 것으로 밝혀졌다. 따라서 압연도가 낮을수록 적층 결함 에너지가 낮은 구리 합금에서 혼합조직형의 형성이 기대된다.
결과적으로, 본 발명에 따른 합금의 밴드에서는 특히 유리한 조직과 기계적 특성의 이방성이 나타난다. 비교적 낮은 압연도에 의해 한편으로는 경계가 모호한 구리층과 다른 한편으로는 황동층 사이의 혼합 조직으로서 조직형이 형성된다. 나타나는 각각의 유리한 특성들은 조직형에 직접적으로 의존한다.
응력 이완에 대한 본 발명에 따른 합금의 내성은 주석과 철이 없는 구리-아연-합금보다 실질적으로 더 큰 동시에 상기 합금의 금속 가격은 구리-주석-인-합금보다 더 낮다는 특별한 장점이 있다. 놀랄만한 것은, 본 발명에 따른 Cu-Zn-Sn-Fe-재료가 비슷한 제품에서 사용된 주석 청동보다 유리한 연화 거동을 나타낸다는 점이다. 어떠한 경우에나 강도 손실은 재결정이 개시되면서 적어진다. 합금 기지에 존재하는 철 함유 입자는 마이크로미터 미만의 범위에서 균일하면서 충분히 작게 형성되어 전기 커넥터에 대한 주석도금성과 가공성이 양호하게 된다. 상기 기지 조직에서 용융 주석도금시 합금 기지의 구리와 원하는 금속간 상을 형성한다. 후속 리플로우 처리와 함께 갈바니 주석도금시 유리한 금속간 상이 전체 표면상에 균질하게 형성된다. 균질하게 주석도금이 가능한 표면의 중요한 전제 사항은 기지에서 열간압연 또는 냉간압연에 의한 기계적 성형시 작은 입자가 압연방향으로 실질적으로 연신되지 않아야 한다. 본 발명에 따른 해결수단을 벗어나 철 함량이 더 높은 경우와 비교하면, 주석도금을 방해하는 커다란 철 입자의 줄 형태 확산이 일어나지 않는다.
본 발명의 바람직한 실시형태에 있어서, 주석의 함량은 0.7% 내지 1.5%이고 철의 함량은 0.5% 내지 0.7%이다. 위에서 정의한 범위 내에서 주석 함량이 낮을수록 합금의 전도성과 굴곡성이 더욱 개선되기 때문에 특히 유리하다. 철 함량은 위에서 정의한 범위 내에서 특히 미세한 철 함유 입자가 합금 기지 내에 형성되도록 선택된다. 물론 상기 입자들은 기계적 특성을 실질적으로 향상시키는 크기를 갖는다.
아연 함량은 21.5% 내지 31.5%인 것이 유리할 수 있다. 특히 상기 범위 내에서는 알파상으로 구성되는 바람직한 단일상의 합금이 제조될 수 있다. 이러한 합금은 쉽게 성형이 가능하고 철 함유 입자의 미세한 분포를 위해 적합하다. 아연 함량은 28.5% 내지 31.5%인 것이 더욱 유리할 수 있다.
본 발명의 또 다른 유리한 실시형태에서, 황동층과 구리층으로 이루어진 주요 조직층의 함량비는 1보다 작다. 조성은 유사하지만 철이 석출되지 않는 공지된 황동 합금에 대해 상기 함량비는 본 발명의 합금의 특징이다. 비교시험에서 순수한 CuZn30-합금은 함량비가 1.2를 넘지만, 황동층 대 구리층의 함량비가 낮으면 밴드 재료에서 요구되는 기계적 특성이 구현된다. 이로 인해, 탄성 재료의 강성과 내응력성의 수준이 결정된다.
황동층과 구리층으로 이루어진 주요 조직층의 함량비가 0.4 내지 0.90인 것이 유리할 수 있다. 상기 범위 내에서 합금의 특히 유리한 기계적 특성이 구현된다.
본 발명의 유리한 실시형태에 있어서, 직경이 1 ㎛보다 작은 미세 분포된 철 함유 입자는 합금 기지 내 ㎛2 당 입자의 개수가 적어도 0.5개인 밀도로 존재할 수 있다. 상기 입자 크기와 합금 내 분포의 조합은 최종적으로 기계적 특성에 영향을 미친다. 1 ㎛ 미만의 직경을 가진 입자의 미세 분포는 99%가 넘고 기본적으로 유리한 특성을 얻기 위해 결정된다. 상기 미세 분포된 철 함유 입자의 평균 입경은 일반적으로 50 내지 100 nm 미만이다. 이러한 작은 입자를 열간압연 또는 냉간압연에 의해 기계적 성형 처리하면, 압연 방향으로 실질적으로 전혀 연신되지 않게 되어 표면의 주석도금성이 양호하게 된다.
상기 합금 기지의 평균 입도는 10 ㎛ 미만인 것이 유리할 수 있다. 상기 평균 입도는 최대 5 ㎛인 것이 더욱 바람직하다. 상기 합금 기지의 입도와 미세 분포된 철 함유 입자의 크기와 분포를 함께 조합하면, 기계적 내응력성, 전기전도성, 내응력이완성과 굴곡성과 관련한 합금 특성을 최적화할 수 있다.
표 1 내지 4를 참조하여 본 발명의 다른 실시예들을 더욱 상세하게 설명하기로 한다.
표에는 다음과 같은 내용이 포함되어 있다:
표 1에는 중량%로 시험 구리 합금의 조성이 나타나 있다;
표 2에는 표 1에 따른 합금을 최종 두께로 최종 냉간압연하고 250℃/3시간으로 열처리한 후의 특성이 나타나 있다;
표 3에는 표 1에 따른 합금을 최종 두께로 최종 냉간압연하고 300℃/5분으로 열처리한 후의 특성이 나타나 있다;
표 4에는 표 3에 나타낸 합금의 주요 조직층이 부피%로 나타나 있다.
실시예와 비교예 각각의 조성을 표 1에 제공하였고, 최종 상태의 결과는 표 2와 3에 포함되어 있다.
비교예 1(CuZn23.5Sn1.0): -미립자
합금 구성성분을 흑연 도가니에서 용융시키고, 이어서 강철 금형 내에서 탐만(Tammann)법 실험실 블록을 통해 주조하였다. 상기 실험실 블록의 조성은 Cu 75.47%-Zn 23.47%-Sn 1.06%이다(표 1 참조). 22 mm 두께로 밀링한 후, 700-800℃에서 시료를 12 mm로 열간압연한 다음, 10 mm로 밀링하였다.
1.8 mm로 냉간압연 후에 합금을 500℃/3시간으로 열처리하였다. 이때 30-35 ㎛의 입도와 26.5% IACS의 전도도에서 109 MPa의 항복응력이 얻어졌다. 0.33 mm로 후속 냉간압연과 320℃/3시간으로 열처리한 후, 2-3 ㎛의 입도와 27.3% IACS의 전도도에서 311 MPa의 항복응력이 얻어졌다.
최종 두께로 압연하고 300℃/5분으로 단련한 후 24% 선행 저온 변형시 19.3%의 A10-연신율과 25.1% IACS의 전도도에서 541 MPa의 항복응력이 얻어졌다. V-다이에서 밴드 두께 t 기준으로 최소 굴곡반경 minBR(minBR/t 수직/수평)은 0.4/1.2이었다. 내응력이완도는 100℃/1000시간 후에 초기 응력의 92.3%이었고 120℃/1000시간 후에는 초기 응력의 82.1%이었다. 40%의 선행 저온 변형시 4.6%의 A10-연신율, 24.8% IACS의 전도도와 1.5/7.5의 minBR/t 수직/수평에서 622 MPa의 항복응력이 얻어졌다. 내응력이완도는 100℃/1000시간 후에 초기 응력의 90.2%이었고 120℃/1000시간 후에는 초기 응력의 79.8%이었다.
최종 두께로 압연하고 250℃/3시간으로 단련한 후 24% 선행 저온 변형시 9.8%의 A10-연신율과 25.3% IACS의 전도도에서 586 MPa의 항복응력이 얻어졌다. V-다이에서 밴드 두께 기준으로 최소 굴곡반경(minBR/t 수직/수평)은 0.4/2.8이었다.
비교예 2(CuZn23.5Sn1.0): -조립자
조성은 비교예 1의 조성과 유사하였고, 제조는 0.33 mm로 냉간압연하는 과정까지 비교예 1과 동일하였다. 그러나 비교예 1과 달리 제2열처리를 320℃/3시간 대신에 520℃/3시간에서 실시하였다.
520℃/3시간으로 열처리한 후, 항복응력은 45 ㎛의 입도와 27.9% IACS의 전도도에서 106 MPa이었다.
최종 두께로 압연하고 300℃/5분으로 단련한 후 24% 선행 저온 변형시 33.7%의 A10-연신율과 26.9% IACS의 전도도에서 378 MPa의 항복응력이 얻어졌다. V-다이에서 밴드 두께 기준으로 최소 굴곡반경(minBR/t 수직/수평)은 2.4/1.6이었다. 내응력이완도는 100℃/1000시간 후에 초기 응력의 94.7%이었고 120℃/1000시간 후에는 초기 응력의 93.0%이었다.
40%의 선행 저온 변형시 10.2%의 A10-연신율, 26.5% IACS의 전도도와 3.5/4.0의 minBR/t 수직/수평에서 503 MPa의 항복응력이 얻어졌다. 내응력이완도는 100℃/1000시간 후에 초기 응력의 96.1%이었고 120℃/1000시간 후에는 초기 응력의 91.2%이었다.
최종 두께로 압연하고 250℃/3시간으로 단련한 후 24% 선행 저온 변형시 29.5%의 A10-연신율과 27.3% IACS의 전도도에서 402 MPa의 항복응력이 얻어졌다. V-다이에서 밴드 두께 기준으로 최소 굴곡반경(minBR/t 수직/수평)은 2.8/2.8이었다. 내응력이완도는 100℃/1000시간 후 초기 응력의 98.7%이었고 120℃/1000시간 후에는 초기 응력의 93.5%이었다. 40%의 선행 저온 변형시 8.3%의 A10-연신율, 26.4% IACS의 전도도와 4.5/6.0의 minBR/t 수직/수평에서 517 MPa의 항복응력이 얻어졌다. 내응력이완도는 100℃/1000시간 후에 초기 응력의 96.8%이었고 120℃/1000시간 후에는 초기 응력의 91.9%이었다.
비교예 1을 비교예 2와 비교한 결과, 제2열처리 후 조립자 조직에 비해 미립자 조직이 200 MPa만큼 항복응력이 높다. 후속 저온 변형은 상기 차이를 24% 만큼 변형된 시료에서는 적어도 160 MPa까지 낮추고, 40% 만큼 변형된 시료에서는 110 MPa까지 낮춘다. 300℃/5분으로 열처리 후 최종 상태에서는 40% 압연에 의한 조립자 제조(503 MPa)와 24% 압연에 의한 미립자 제조(541 MPa) 모두로부터 약 520 MPa의 비견할만한 항복응력이 얻어질 수 있다. 또한 동시에 미립자 제조시 A10-연신율은 19.3%으로, 조립자 제조시 10.2%와 비교하여 유리하다. 유사하게 미립자 제조의 경우에 밴드 두께 기준으로 최소 굴곡 반경은 0.4/1.2로, 조립자 제조의 3.5/4에 비해 유리하다. 다만, 조립자 조직의 경우에 내응력이완도는 100℃/1000 시간 후에 96.1% 잔류 응력(미립자: 92.3% 잔류 응력)을 갖고 120℃/1000 시간 후에 91.2% 잔류 응력(미립자: 82.1% 잔류 응력)을 가져 약간 더 유리하다.
실시예 3(CuZn23.5Sn1.0Fe0.6): -미립자
합금 구성성분을 흑연 도가니에서 용융시키고, 이어서 강철 금형 내에서 탐만법 실험실 블록을 통해 주조하였다. 상기 실험실 블록의 조성은 Cu 74.95%-Zn 23.40%-Sn 1.06%-Fe 0.59%이다, 표 1 참조. 22 mm 두께로 밀링한 후, 700-800℃에서 시료를 12 mm로 열간압연한 다음, 10 mm로 밀링하였다. 열간압연 후 조직은 1 ㎛ 미만의 작은 입자를 나타내었다. 상기 < 1 ㎛ 입자는 EDX에 의해 철을 함유하는 것으로 확인되었다. 1.8 mm로 냉간압연한 후에 합금을 500℃/3시간으로 열처리하였다. 이때 5-15 ㎛의 입도와 24.2% IACS의 전도도에서 304 MPa의 항복응력이 얻어졌다. 0.33 mm로 후속 냉간압연과 520℃/3시간으로 열처리한 후, 3-4 ㎛의 입도와 24.3% IACS의 전도도에서 339 MPa의 항복응력이 얻어졌다.
최종 두께로 압연하고 300℃/5분으로 단련한 후 24% 선행 저온 변형시 10.5%의 A10-연신율과 22.9% IACS의 전도도에서 623 MPa의 항복응력이 얻어졌다. V-다이에서 밴드 두께 기준으로 최소 굴곡반경(minBR/t 수직/수평)은 2.4/3.6이었다. 내응력이완도는 100℃/1000시간 후에 초기 응력의 90.7%이었고 120℃/1000시간 후에는 초기 응력의 79.2%이었다.
40%의 선행 저온 변형시 6.5%의 A10-연신율, 22.8% IACS의 전도도와 4/10의 minBR/t 수직/수평에서 686 MPa의 항복응력이 얻어졌다.
최종 두께로 압연하고 250℃/3시간으로 열처리한 후 24% 선행 저온 변형시 9.4%의 A10-연신율과 23.2% IACS의 전도도에서 632 MPa의 항복응력이 얻어졌다. V-다이에서 밴드 두께 기준으로 최소 굴곡반경(minBR/t 수직/수평)은 3.2/4.8이었다. 내응력이완도는 100℃/1000시간 후에 초기 응력의 90.8%이었고 120℃/1000시간 후에는 초기 응력의 80.1%이었다. 40%의 선행 저온 변형시 2.8%의 A10-연신율, 23.0% IACS의 전도도와 5/10의 minBR/t 수직/수평에서 713 MPa의 항복응력이 얻어졌다.
비교예 1에서 Fe가 없는 미립자 변형예에 비해 300℃/5분으로 최종 열처리 후 Fe-함유 미립자 변형예는 82 MPa(24% 압연) 또는 64 MPa(40% 압연)만큼 높은 항복응력을 나타낸다.
상기 2개의 합금 변형예에 의하면 620 MPa의 비슷한 항복응력이 실제로 서로 다른 제조로 얻어진다. 이와 같이 CuZn23.5Sn1.0Fe0.6에서는 24% 압연과 300℃/5분에서 최종 열처리 후 623 MPa의 항복응력이 얻어졌고 CuZn23.5Sn1.0에서는 40% 압연과 300℃/5분에서 최종 열처리 후 622 MPa의 항복응력이 얻어졌다. 실제로 Fe-함유 변형예에서 A10-연신율은 10.5%로, CuZn23.5Sn1.0에서 4.6%와 비교하여 더 높다. 유사하게, Fe-함유 변형예의 경우에 밴드 두께 기준으로 최소 굴곡 반경은 2.4/3.6로, 무-Fe 변형예의 1.5/7.5에 비해 유리하다. 다만, 상기 2개의 변형예의 내응력이완도는 유사하다.
5000:1과 10000:1로 확대한 도면에서 단면 1 ㎛2 당 입자의 수를 세었다, 도 1과 2 참조. 표면 연마 조직은 주사전자현미경에서 AsB-검출기에 의해 나타내었다. 철 입자 대부분의 직경은 200 nm 미만이고, 존재하는 입자를 > 200 nm와 < 1 ㎛로 분리하였다. 입자 밀도는 평균 1.2개/㎛2이었다.
실시예 4(CuZn23.5Sn1.0Fe0.6P0.2): 미립자
합금 구성성분을 흑연 도가니에서 용융시키고, 이어서 강철 금형 내에서 탐만법 실험실 블록을 통해 주조하였다. 상기 실험실 블록의 조성은 Cu 74.77%-Zn 23.45%-Sn 1.04%-Fe 0.56%-P 0.19%이다, 표 1 참조. 22 mm 두께로 밀링한 후, 700-800℃에서 시료를 12 mm로 열간압연한 다음, 10 mm로 밀링하였다. 조직은 1 ㎛ 미만의 작은 입자를 나타내었다. 기지 내 > 1 ㎛인 조립자가 일부 더 존재하였다. 상기 입자는 EDX에 의해 FeP를 함유하는 것으로 확인되었다. 1.8 mm로 냉간압연한 후에 합금을 500℃/3시간으로 열처리하였다. 이때 10 ㎛의 입도와 26.6% IACS의 전도도에서 293 MPa의 항복응력이 얻어졌다. 0.33 mm로 후속 냉간압연과 370℃/3시간으로 열처리한 후, 3-4 ㎛의 입도와 26.7% IACS의 전도도에서 393 MPa의 항복응력이 얻어졌다.
최종 두께로 압연하고 300℃/3시간으로 단련한 후 24% 선행 저온 변형시 11.6%의 A10-연신율과 24.2% IACS의 전도도에서 633 MPa의 항복응력이 얻어졌다. V-다이에서 밴드 두께 기준으로 최소 굴곡반경(minBR/t 수직/수평)은 2/4.8이었다. 내응력이완도는 100℃/1000시간 후에 초기 응력의 91.2%이었고 120℃/1000시간 후에는 초기 응력의 81.3%이었다. 40%의 선행 저온 변형시 3.1%의 A10-연신율, 23.7% IACS의 전도도와 3.5/11의 minBR/t 수직/수평에서 710 MPa의 항복응력이 얻어졌다. 내응력이완도는 100℃/1000시간 후에 초기 응력의 90.1%이었고 120℃/1000시간 후에는 초기 응력의 79.6%이었다.
최종 두께로 압연하고 250℃/3시간으로 단련한 후 24% 선행 저온 변형시 9.5%의 A10-연신율과 23.6% IACS의 전도도에서 641 MPa의 항복응력이 얻어졌다. V-다이에서 밴드 두께 기준으로 최소 굴곡반경(minBR/t 수직/수평)은 2/6이었다. 내응력이완도는 100℃/1000시간 후에 초기 응력의 93.5%이었고 120℃/1000시간 후에는 초기 응력의 81.0%이었다. 40%의 선행 저온 변형시 1.4%의 A10-연신율, 23.8% IACS의 전도도와 4.5/10.5의 minBR/t 수직/수평에서 723 MPa의 항복응력이 얻어졌다. 내응력이완도는 100℃/1000시간 후에 초기 응력의 92.9%이었고 120℃/1000시간 후에는 초기 응력의 78.4%이었다.
비교예 1에서 미립자 변형예에 비해 300℃/5분으로 최종 열처리 후 FeP-함유 미립자 변형예는 92 MPa(24% 압연) 또는 88 MPa(40% 압연)만큼 높은 항복응력을 나타낸다.
상기 2종의 미립자 합금 변형예에서 24% 압연과 300℃/5분에서 최종 열처리 후(CuZn23.5Sn1.0Fe0.6P0.2: Rp0.2 = 633 MPa)와 40% 압연과 300℃/5분에서 최종 열처리 후(CuZn23.5Sn1.0: Rp0.2 = 622 MPa) 비슷한 항복응력 620-630 MPa이 얻어졌다. 실제로 FeP-함유 변형예에서 A10-연신율은 11.6%로, CuZn23.5Sn1.0의 4.6%에 비해 더 높다. 유사하게, FeP-함유 변형예의 경우에 밴드 두께 기준으로 최소 굴곡 반경은 2.0/4.8로, 무-Fe 변형예의 1.5/7.5에 비해 유리하다. 상기 2개의 변형예의 내응력이완도는 유사하다.
실시예 5(CuZn23.5Sn1.0Fe0.6P0.2): -조립자
조성은 실시예 4의 조성과 유사하였고, 제조는 0.33 mm로 냉간압연하는 과정까지 실시예 4와 동일하였다. 그러나 실시예 4와 달리 제2열처리를 370℃/3시간 대신에 520℃/3시간에서 실시하였다. 이때 10-25 ㎛의 입도와 26.7% IACS의 전도도에서 212 MPa의 항복응력이 얻어졌다.
최종 두께로 압연하고 300℃/5분으로 단련한 후 24% 선행 저온 변형시 23.1%의 A10-연신율과 24.5% IACS의 전도도에서 534 MPa의 항복응력이 얻어졌다. V-다이에서 밴드 두께 기준으로 최소 굴곡반경(minBR/t 수직/수평)은 2.4/3.2이었다. 내응력이완도는 100℃/1000시간 후에 초기 응력의 95.8%이었고 120℃/1000시간 후에는 초기 응력의 90.9%이었다. 40%의 선행 저온 변형시 7.8%의 A10-연신율, 24.1% IACS의 전도도와 3.5/8.5의 minBR/t 수직/수평에서 634 MPa의 항복응력이 얻어졌다. 내응력이완도는 100℃/1000시간 후에 초기 응력의 93.9%이었고 120℃/1000시간 후에는 초기 응력의 85.2%이었다.
최종 두께로 압연하고 250℃/3시간으로 열처리한 후 24% 선행 저온 변형시 17.8%의 A10-연신율과 24.7% IACS의 전도도에서 544 MPa의 항복응력이 얻어졌다. V-다이에서 밴드 두께 기준으로 최소 굴곡반경(minBR/t 수직/수평)은 3.2/4.0이었다. 내응력이완도는 100℃/1000시간 후 초기 응력의 95.1%이었고 120℃/1000시간 후에는 초기 응력의 90.1%이었다. 40%의 선행 저온 변형시 4.3%의 A10-연신율, 24.0% IACS의 전도도와 4.5/8.5의 minBR/t 수직/수평에서 642 MPa의 항복응력이 얻어졌다. 내응력이완도는 100℃/1000시간 후에 초기 응력의 95.0%이었고 120℃/1000시간 후에는 초기 응력의 86.4%이었다.
실시예 4를 실시예 5와 비교한 결과, 제2열처리 후 조립자 조직에 비해 미립자 조직이 180 MPa만큼 항복응력이 높다. 후속 저온 변형은 상기 차이를 24% 만큼 변형된 시료에서는 적어도 60 MPa까지 낮추고, 40% 만큼 변형된 시료에서는 40 MPa까지 낮춘다. 300℃/5분에서 최종 열처리 후 조립자와 미립자 사이의 항복응력의 차이는 100 MPa(변형도 24%)와 75 MPa(변형도 40%)이었다.
300℃/5분으로 열처리 후 최종 상태에서는 40% 압연에 의한 조립자 제조(634 MPa)와 24% 압연에 의한 미립자 제조(633 MPa) 모두로부터 약 630 MPa의 비슷한 항복응력이 얻어질 수 있다. 또한 동시에 미립자 제조시 A10-연신율은 11.6%으로, 조립자 제조시 7.8%와 비교하여 유리하다. 유사하게 미립자 제조의 경우에 밴드 두께 기준으로 최소 굴곡 반경은 2.0/4.8로, 조립자 제조의 3.5/8.5에 비해 유리하다. 다만, 조립자 조직의 경우에 내응력이완도는 100℃/1000 시간 후에 93.9% 잔류 응력(미립자: 91.2% 잔류 응력)을 갖고 120℃/1000 시간 후에 85.2% 잔류 응력(미립자: 81.3% 잔류 응력)을 가져 약간 더 높다.
실시예 6(CuZn30Sn1.0Fe0.6): -조립자
합금 구성성분을 흑연 도가니에서 용융시키고, 이어서 강철 금형 내에서 탐만법 실험실 블록을 통해 주조하였다. 상기 실험실 블록의 조성은 Cu 68.26%-Zn 30.16%-Sn 1.03%-Fe 0.55%이다, 표 1 참조. 22 mm 두께로 밀링한 후, 700-800℃에서 시료를 12 mm로 열간압연한 다음, 10 mm로 밀링하였다. 조직은 1 ㎛ 미만의 작은 입자를 나타내었다. 상기 < 1 ㎛ 입자는 EDX에 의해 Fe를 함유하는 것으로 확인되었다. 1.8 mm로 냉간압연한 후에 합금을 500℃/3시간으로 열처리하였다. 이때 5 ㎛의 입도와 23.1% IACS의 전도도에서 339 MPa의 항복응력이 얻어졌다.
원칙적으로 본 실시예에서는 공지의 탐만법 이외에 다른 적합한 주조법을 사용할 수 있다. 이와 관련하여, 특히 밴드 주조법을 생각할 수 있다.
0.33 mm로 후속 냉간압연 후, 일부를 520℃/3시간으로 열처리하였다. 이때, 3-4 ㎛의 입도와 23% IACS의 전도도에서 340 MPa의 항복응력이 얻어졌다.
최종 두께로 압연하고 300℃/3분으로 단련한 후 12% 선행 저온 변형시 19.0%의 A10-연신율과 22.2% IACS의 전도도에서 486 MPa의 항복응력이 얻어졌다. V-다이에서 밴드 두께 기준으로 최소 굴곡반경(minBR/t 수직/수평)은 0/0이었다. 내응력이완도는 100℃/1000시간 후에 초기 응력의 88%이었고 120℃/1000시간 후에는 초기 응력의 76.7%이었다.
18%의 선행 저온 변형시 21.3%의 A10-연신율, 21.9% IACS의 전도도와 0.9/0.4의 minBR/t 수직/수평에서 550 MPa의 항복응력이 얻어졌다. 내응력이완도는 100℃/1000시간 후에 초기 응력의 88.3%이었고 120℃/1000시간 후에는 초기 응력의 75.6%이었다.
최종 두께로 압연하고 250℃/3시간으로 열처리한 후 12% 선행 저온 변형시 18.5%의 A10-연신율과 22.6% IACS의 전도도에서 505 MPa의 항복응력이 얻어졌다. V-다이에서 밴드 두께 기준으로 최소 굴곡반경(minBR/t 수직/수평)은 0/0이었다. 내응력이완도는 100℃/1000시간 후에 초기 응력의 87.3%이었고 120℃/1000시간 후에는 초기 응력의 76.2%이었다. 18%의 선행 저온 변형시 19.9%의 A10-연신율, 22.2% IACS의 전도도와 0.9/0.6의 minBR/t 수직/수평에서 564 MPa의 항복응력이 얻어졌다. 내응력이완도는 100℃/1000시간 후에 초기 응력의 88.4%이었고 120℃/1000시간 후에는 초기 응력의 77.6%이었다.
0.33 mm로 냉간압연 후에 또 다른 일부분을 450℃/30초로 열처리하였다. 이때 1-2 ㎛의 입도와 22.6% IACS의 전도도에서 460 MPa의 항복응력이 얻어졌다.
최종 두께로 압연하고 300℃/5분으로 단련한 후 24% 선행 저온 변형시 9.0%의 A10-연신율과 21.8% IACS의 전도도에서 649 MPa의 항복응력이 얻어졌다. V-다이에서 밴드 두께 기준으로 최소 굴곡반경(minBR/t 수직/수평)은 1.6/6.4이었다. 내응력이완도는 100℃/1000시간 후에 초기 응력의 77.9%이었고 120℃/1000시간 후에는 초기 응력의 61.0%이었다.
40%의 선행 저온 변형시 2.9%의 A10-연신율, 21.5% IACS의 전도도와 2/6.4의 minBR/t 수직/수평에서 704 MPa의 항복응력이 얻어졌다. 내응력이완도는 100℃/1000시간 후에 초기 응력의 77.5%이었고 120℃/1000시간 후에는 초기 응력의 61.8%이었다.
최종 두께로 압연하고 250℃/3시간으로 열처리한 후 24% 선행 저온 변형시 3.9%의 A10-연신율과 21.9% IACS의 전도도에서 687 MPa의 항복응력이 얻어졌다. V-다이에서 밴드 두께 기준으로 최소 굴곡반경(minBR/t 수직/수평)은 2/4.8이었다. 내응력이완도는 100℃/1000시간 후에 초기 응력의 77.4%이었고 120℃/1000시간 후에는 초기 응력의 61.5%이었다. 40%의 선행 저온 변형시 1.5%의 A10-연신율, 21.6% IACS의 전도도와 4.0/9.2의 minBR/t 수직/수평에서 765 MPa의 항복응력이 얻어졌다. 내응력이완도는 100℃/1000시간 후에 초기 응력의 76.8%이었고 120℃/1000시간 후에는 초기 응력의 59.9%이었다.
최종 상태로부터 표면 연마 조직은 주사전자현미경에서 AsB-검출기에 의해 나타내었다. 5000:1과 10000:1로 확대한 도면에서 단면 1 ㎛2 당 입자의 수를 세었다. 철 입자의 적어도 90%의 직경은 200 nm 미만이다. 200 nm 내지 1 ㎛의 직경을 가진 철 입자는 10% 미만으로 존재하였다.
다른 시료들도 대량으로 제조하여 단련하였다. 주석도금성을 평가하기 위해 DIN EN 60068-2-20에 따라 인상 침지-납땜 시험을 실시하였다. 상기 시료를 부식시켰다. 납땜조는 235℃에서 Sn60Pb40으로 구성하였다. 25 mm/초의 침지 속도와 5초의 체류시간으로 시험을 실시하되, 용융제로서 260 g/l의 순수한 콜로포늄을 사용하였다. 후속 육안 시험에서 시료는 양호한 것으로 밝혀졌다.
표 3의 모든 시료에서 갭-측각기를 이용하여 뢴트겐 회절법으로 18%, 24%와 40%으로 저온 변형하고 300℃/5분으로 열처리한 금속판에서 주요 조직형을 측정하였다. 이를 위해 오일러 공간(Euler space)에서 골격선의 세기 분포와 배향 분포 함수를 평가하였다. 주요 조직층으로서 구리층, S/R-층, 황동층, 주조층, 22RD-입방체층과 입방체층의 비율을 표 4에 나타내었다. 모든 경우에서 구리층에 대한 황동층의 부피비는 1 미만이다. 비교를 위해, 비교용 합금 CuZn30에서 구리층에 대한 황동층의 부피비는 최종 성형시 47%의 압연도에서 1.38의 값을 갖는다. 압연 조직 또는 재결정 조직으로부터 유래한 오일러 공간 내 동일한 층을 S/R-층이라 한다. 오일러 공간에서 φ = 22°만큼 회전된 입방체층을 22RD-입방체층이라고 명명한다. 한편, 이러한 명명은 문헌에서 사용되고 있는 내용 이외에 실제로 시료 특성을 분석하기 위해 통용되고 있다.
비교예 7(CuZn10Sn1.7Fe1.7P0.025):
조성 Cu 86.29%-Zn 10.21%-Sn 1.70%-Fe 1.74%-P 0.025%의 127 mm x 820 mm-블록을 연속 주조하고 890℃에서 14.7 mm로 열간압연하였다. 1.4 mm로 냉간압연하고, 450℃/2시간으로 열처리하고, 0.4 mm로 냉간압연하고, 420℃/4시간으로 열처리하고, 0.254 mm로 압연하고, 280℃/4시간으로 열처리한 후, 8.7%의 A10-연신율과 V-다이에서 밴드 두께 기준으로 최소 굴곡 반경(minBR/t 수직/수평) 1.6/2.0에서 항복응력 633 MPa을 얻었다. 이어서, 층 두께가 2-3 ㎛인 밴드를 용융 주석도금하였다. 주석도금 결과, 결함이 있었고 기공과 줄무늬가 발생하였다. 주석도금된 표면에는 줄 형태의 불균질성이 가늘고 긴 Fe-줄로 감소하고, Fe-줄에는 금속간 상의 형성을 위한 Cu가 존재하지 않는다.
비교예 8(CuZn23.5Sn1.0Fe2.0):
합금 구성성분을 흑연 도가니에서 용융시키고, 이어서 강철 금형 내에서 탐만법 실험실 블록을 통해 주조하였다. 상기 실험실 블록의 조성은 Cu 73.82%-Zn 23.19%-Sn 1.04%-Fe 1.95%이다, 표 1 참조. 22 mm 두께로 밀링한 후, 700-800℃에서 시료를 12 mm로 열간압연하였다. 조직은 CuZn23.5Sn1.0Fe0.6과 유사하게 1 ㎛ 미만의 작은 입자를 나타내었다. CuZn23.5Sn1.0Fe2.0 조립자에는 약 5 ㎛ 크기의 입자가 더 존재한다. 1 ㎛ 미만과 5 ㎛ 크기의 입자 모두 EDX에 의해 Fe를 함유하는 것으로 확인되었다.
1.8 mm로 냉간압연한 후에 합금을 500℃/3시간으로 열처리하였다. 이때 2-3 ㎛의 입도와 24.2% IACS의 전도도에서 362 MPa의 항복응력이 얻어졌다. 0.33 mm로 후속 냉간압연과 520℃/3시간으로 열처리한 후, 2 ㎛의 입도와 24.0% IACS의 전도도에서 386 MPa의 항복응력이 얻어졌다.
최종 두께로 압연하고 300℃/5분으로 단련한 후 24% 선행 저온 변형시 8.4%의 A10-연신율과 23.1% IACS의 전도도에서 642 MPa의 항복응력이 얻어졌다. V-다이에서 밴드 두께 기준으로 최소 굴곡반경(minBR/t 수직/수평)은 2/5이었다.
40%의 선행 저온 변형시 5.0%의 A10-연신율, 22.4% IACS의 전도도와 2.5/9의 minBR/t 수직/수평에서 712 MPa의 항복응력이 얻어졌다.
추가 제조 중에 열간압연 후 존재하는 약 5 ㎛ 크기의 입자로부터 길이가 20 ㎛가 넘는 가늘고 긴 줄이 발생하였다.
주석도금성을 평가하기 위해 DIN EN 60068-2-20에 따라 300℃/5분으로 단련한 시료에 대해 인상 침지-납땜 시험을 실시하였다. 납땜조는 235℃에서 Sn60Pb40으로 구성하였다. 시료를 부식시키고 털어냈다. 25 mm/초의 침지 속도와 5초의 체류시간으로 시험을 실시하되, 용융제로서 260 g/l의 순수한 콜로포늄을 사용하였다. 후속 육안 시험에서 시료는 디웨팅(dewetting)이 심해 불량한 것으로 평가되었다.
상기 시료의 불량한 주석도금성의 원인은 가늘고 긴 Fe-함유 줄 때문이다. 상기 줄에는 금속간 상의 형성을 위한 Cu가 존재하지 않고 주석도금된 밴드에는 바람직하지 않은 불균질이 나타난다.
구리 합금의 조성(중량%)
조성식 실시예 Cu, % Zn, % Sn, % Fe, % P, %
CuZn23.5Sn1.0 비교예 1 75.47 23.47 1.06
비교예 2
CuZn23.5Sn1.0Fe0.6 실시예 3 74.95 23.40 1.06 0.59
CuZn23.5Sn1.0Fe0.6P0.2 실시예 4 74.77 23.45 1.04 0.56 0.19
실시예 5
CuZn30Sn1Fe0.6 실시예 6 68.26 30.16 1.03 0.55
CuZn10Sn1.7Fe1.7P0.025 비교예 7 86.29 10.21 1.70 1.74 0.025
CuZn23.5Sn1.0Fe2.0 비교예 8 73.82 23.19 1.04 1.95
최종 두께로 최종 냉간압연과 250℃/3시간으로 열처리 후 특성
실시예
 ID 열간압연, 3회 냉간압연 단계 및 250℃/3시간 최종 열처리
압연도 최종 성형, % % IACS Rp0.2, MPa Rm, MPa 입도,
㎛		 minBR/t
Q		 minBR/t
P
비교예 1
 CuZn23.5Sn1.0 24 25.3 586 641 2--3 0.4 2.8
비교예 2
 CuZn23.5Sn1.0 24 27.3 402 468 50 2.8 2.8
40 26.4 517 566 45 4.5 6
실시예 3
 CuZn23.5Sn1.0Fe0.6 24 23.2 632 674 연신됨 3.2 4.8
40 23 713 765 연신됨 5 10
실시예 4
 Cuzn23.5Sn1.0Fe0.6P0.2 24 23.6 641 703 1--2 2 6
40 23.8 723 783 1--2 4.5 10.5
실시예 5
CuZn23.5Sn1.0Fe0.6P0.2 24 24.7 544 592 10--15 3.2 4
40 24 642 689 5--10 4.5 8.5
실시예 6 CuZn30.0Sn1.0Fe0.6 18 22.2 564 609 2 0.9 0.6
24 21.9 687 748 1--2 2 4.8
40 21.6 765 829 2 4 9.2
최종 두께로 최종 냉간압연과 300℃/5분으로 열처리 후 특성
실시예 ID 열간압연, 3회 냉간압연 단계 및 300℃/5분 최종 열처리
압연도 최종 성형, % % IACS Rp0.2, MPa Rm, MPa 입도,
㎛		 minBR/t
Q		 minBR/t
P
비교예 1
 CuZn23.5Sn1.0 24 25.1 541 604 2--3 0.4 1.2
40 24.8 622 694 2--3 1.5 7.5
비교예 2
 CuZn23.5Sn1.0 24 26.9 378 454 40--50 2.4 1.6
40 26.5 503 557 40 3.5 4
실시예 3
 CuZn23.5Sn1.0Fe0.6 24 22.9 623 667 2--3 2.4 3.6
40 22.8 686 742 3 4 10
실시예 4
 Cuzn23.5Sn1.0Fe0.6P0.2 24 24.2 633 699 1--2 2 4.8
40 23.7 710 756 1--2 3.5 11
실시예 5
CuZn23.5Sn1.0Fe0.6P0.2 24 24.5 534 580 10--15 2.4 3.2
40 24.1 634 675 5--10 3.5 8.5
실시예 6 CuZn30.0Sn1.0Fe0.6 18 21.9 550 606 2--3 0.9 0.4
24 21.8 649 720 1--2 1.6 6.4
40 21.5 704 782 2 2 6.4
표 3에 나타낸 합금의 주요 조직층(부피%)
실시예 ID 열간압연, 3회 냉간압연 단계 및 300℃/5분 최종 열처리
압연도,
%		 구리층 부피% S/R층 부피% 황동층 부피% 주조층 부피% 22RD-입방체층 부피% 입방체층 부피% 황동층/구리층
비교예 1
 CuZn23.5Sn1.0 24 14.7 15.4 8.8 4.4 5.3 2.0 0.60
40 14.5 16.0 10.0 5.0 4.7 1.4 0.69
비교예 2
 CuZn23.5Sn1.0 24 14.9 15.0 7.9 4.1 5.2 1.8 0.53
40 12.1 18.2 9.7 7.5 4.7 0.9 0.80
실시예 3
 CuZn23.5Sn1.0Fe0.6 24 17.8 19.8 9.4 4.5 4.0 1.2 0.53
실시예 4
 Cuzn23.5Sn1.0Fe0.6P0.2 24 15.9 15.4 11.3 5.7 3.5 1.3 0.71
실시예 5
CuZn23.5Sn1.0Fe0.6P0.2 24 17.7 17.3 8.8 7.5 4.4 1.0 0.50
실시예 6 CuZn30.0Sn1.0Fe0.6 18 15.3 17.6 8.1 2.9 4.2 2.1 0.53
24 12.1 16.8 10.2 3.7 4.4 2.3 0.84

Claims (8)

  1. 열기계적 처리를 거치고, (중량%로):
    15.5 내지 36.0%의 Zn,
    0.3 내지 3.0%의 Sn,
    0.1 내지 1.5%의 Fe,
    선택적으로 또한 0.001 내지 0.4%의 P,
    선택적으로 또한 0.01 내지 0.1%의 Al,
    선택적으로 또한 각각 0.01 내지 0.03%의 Ag, Mg, Zr, In, Co, Cr, Ti, Mn,
    선택적으로 또한 0.05 내지 0.5%의 Ni,
    잔량의 구리와 불가피한 불순물로 조성된 구리 합금으로서, 상기 합금의 미세조직은
    주요 조직층의 비율이
    적어도 10 부피%의 구리층,
    적어도 10 부피%의 S/R-층,
    적어도 5 부피%의 황동층,
    적어도 2 부피%의 주조층,
    적어도 2 부피%의 22RD-입방체층,
    적어도 0.5 부피%의 입방체층으로 이루어져 있고,
    미세 분포된 철 함유 입자가 합금 기지에 함유되어 있는 것을 특징으로 하는 구리 합금.
  2. 제1항에 있어서,
    Sn의 함량이 0.7 내지 1.5%,
    Fe의 함량이 0.5 내지 0.7%인 것을 특징으로 하는 구리 합금.
  3. 제1항 또는 제2항에 있어서, Zn의 함량이 21.5 내지 31.5%인 것을 특징으로 하는 구리 합금.
  4. 제1항 내지 제3항 중 어느 한 항에 있어서, Zn의 함량이 28.5 내지 31.5%인 것을 특징으로 하는 구리 합금.
  5. 제1항 내지 제4항 중 어느 한 항에 있어서, 황동층과 구리층으로 이루어진 주요 조직층의 함량비가 1보다 작은 것을 특징으로 하는 구리 합금.
  6. 제5항에 있어서, 황동층과 구리층으로 이루어진 주요 조직층의 함량비가 0.4 내지 0.90인 것을 특징으로 하는 구리 합금.
  7. 제1항 내지 제6항 중 어느 한 항에 있어서, 직경이 1 ㎛ 미만인 미세 분포된 철 함유 입자가 합금 기지의 ㎛2 당 적어도 0.5개 입자의 밀도로 존재하는 것을 특징으로 하는 구리 합금.
  8. 제1항 내지 제7항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 합금 기지의 평균 입도가 10 ㎛보다 작은 것을 특징으로 하는 구리 합금.
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