KR20160077583A

KR20160077583A - 미소크랙이 억제된 열간 프레스 성형품 및 그 제조방법

Info

Publication number: KR20160077583A
Application number: KR1020140187651A
Authority: KR
Inventors: 김성우; 이태오; 신점수; 한상빈
Original assignee: 주식회사 포스코
Priority date: 2014-12-23
Filing date: 2014-12-23
Publication date: 2016-07-04
Also published as: KR101665805B1

Abstract

미소크랙이 억제된 열간 프레스 성형품 및 그 제조방법이 개시된다. 본 발명의 일 측면은, 중량%로, C: 0.15~0.4%, Si: 0.02~0.4%, Mn: 0.5~4%, P: 0.001~0.1%, S: 0.0001~0.01%, Al: 0.005~0.1%, B: 0.0005~0.01%, N: 0.001~0.01%, Ti: 0.005~0.05%, Cr: 4% 이하(0% 포함), Ni: 4% 이하(0% 포함), 잔부 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하고, 상기 C, Mn, Cr 및 Ni의 함량은 하기 관계식 1을 만족하는 소지 부재; 및 Fe 합금화도가 10~80%인 합금화 아연계 도금층을 포함하고, 상기 소지 부재와 합금화 아연계 도금층의 사이에는 트윈 마르텐사이트(twinned martensite)를 포함하는 크랙 억제층을 포함하는 열간 프레스 성형품을 제공한다.
[관계식 1]
27[C]+2.6[Mn]+4.4[Ni]+4.1[Cr]≥15
(여기서, 상기 [C], [Mn], [Ni] 및 [Cr]은 각각 해당 원소의 함량(중량%)을 의미함)

Description

미소크랙이 억제된 열간 프레스 성형품 및 그 제조방법{HOT PRESSED PART HAVING EXCELLENT HEAT RESISTANCE AND CORROSION RESISTANCE AND METHOD FOR MANUFACTURING THE SAME}

본 발명은 미소크랙이 억제된 열간 프레스 성형품 및 그 제조방법에 관한 것이다.

열간 프레스 성형(Hot Press Forming, HPF) 기술은 형상이 복잡한 고강도 부재를 제조하는 방법으로, 자동차용 부품 등의 제조에 많이 이용되고 있다. 상기 열간 프레스 성형 기술은 열간 소입성이 큰 강재를 오스테나이트 변태점 이상의 온도로 가열하여, 성형 가공함으로서 복잡한 형상의 제조가 가능하고, 동시에 인장강도가 1300MPa급 이상의 초고강도를 확보할 수 있다.

통상적으로, HPF 기술은 900? 전후의 온도로 강재를 가열한 후, 금형(mold)에서 프레스 성형하는 기술로서, 성형 및 소입 열처리가 동시에 이루어진다. HPF 기술에는 소입 강도가 높은 성분을 갖는 강재가 사용된다.

상기 강재를 HPF 기술에 적용할 때, 최종 부품에서의 내식성 확보를 위하여 전기도금, 용융도금 또는 용융합금도금 된 강재를 사용할 수 있다. 통상 알루미늄계, 아연계 합금을 이용한 도금이 많이 이용되고 있는데, 이렇게 도금이 적용된 열간 프레스 성형품은 고강도 특성을 가지며, 복잡한 형상으로의 성형이 가능하고, 고내식성을 갖는 특성이 있으므로, 자동차용 부품으로 각광받고 있다.

그러나, 도금, 특히 아연계 도금층을 갖는 도금강재를 열간 프레스 성형하는 경우, 가공도가 심하고 표면마찰이 심한 가공부위에서는 표면 응력에 의해 미세한 균열이 발생하는 문제가 있다. 이를 미소크랙(micro-crack)이라 한다. 이러한 미소크랙의 크기는 수 ㎛에서 수십 ㎛ 정도이며, 이러한 미소크랙은 도금층 뿐만 아니라, 소지강판의 내부까지 연결되어 형성된다.

상기와 같은 미소크랙은 부품의 내구성을 저해할 소지가 있으므로, 균열 발생을 최소화 할 필요가 있으나, 현재까지 아연 도금 강재를 이용하여 다이렉트(Direct) 공법으로 열간 프레스 성형을 행하는 경우에, 미소크랙은 피할 수 없는 것으로 인식되어 있다.

본 발명의 일 측면은, 미소크랙이 억제된 열간 프레스 성형품 및 이를 제조하는 방법을 제공하고자 하는 것이다.

본 발명의 과제는 상술한 내용에 한정하지 않는다. 본 발명의 추가적인 과제는 명세서 전반적인 내용에 기재되어 있으며, 본 발명이 속하는 기술분야의 통상적인 지식을 가지는 자라면 본 발명의 명세서로부터 본 발명의 추가적인 과제를 이해하는데 아무런 어려움이 없을 것이다.

본 발명의 일 측면은, 중량%로, C: 0.15~0.4%, Si: 0.02~0.4%, Mn: 0.5~4%, P: 0.001~0.1%, S: 0.0001~0.01%, Al: 0.005~0.1%, B: 0.0005~0.01%, N: 0.001~0.01%, Ti: 0.005~0.05%, Cr: 4% 이하(0% 포함), Ni: 4% 이하(0% 포함), 잔부 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하고, 상기 C, Mn, Cr 및 Ni의 함량은 하기 관계식 1을 만족하는 소지 부재; 및 Fe 합금화도가 10~80%인 합금화 아연계 도금층을 포함하고, 상기 소지 부재와 합금화 아연계 도금층의 사이에는 트윈 마르텐사이트(twinned martensite)를 포함하는 크랙 억제층을 포함하는 열간 프레스 성형품을 제공한다.

[관계식 1]

27[C]+2.6[Mn]+4.4[Ni]+4.1[Cr]≥15

(여기서, 상기 [C], [Mn], [Ni] 및 [Cr]은 각각 해당 원소의 함량(중량%)을 의미함)

또한, 본 발명의 다른 일 측면은, 중량%로, C: 0.15~0.4%, Si: 0.02~0.4%, Mn: 0.5~4%, P: 0.001~0.1%, S: 0.0001~0.01%, Al: 0.005~0.1%, B: 0.0005~0.01%, N: 0.001~0.01%, Ti: 0.005~0.05%, Cr: 4% 이하(0% 포함), Ni: 4% 이하(0% 포함), 잔부 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하고, 상기 C, Mn, Cr 및 Ni의 함량은 하기 관계식 1을 만족하는 소지강판 및 상기 소지강판 상에 형성된 아연계 도금층을 포함하는 아연계 도금강판을 준비하는 단계; 상기 아연계 도금강판을 850℃ 이상의 가열온도까지 가열하는 단계; 상기 가열된 아연계 도금강판을 상기 가열온도에서 10초 이상 유지하는 단계; 및 상기 가열온도에서 유지된 아연계 도금강판을 프레스 성형함과 동시에 냉각하는 단계를 포함하는 열간 프레스 성형품의 제조방법을 제공한다.

[관계식 1]

27[C]+2.6[Mn]+4.4[Ni]+4.1[Cr]≥15

(여기서, 상기 [C] 및 [Mn]은 각각 해당 원소의 함량(중량%)을 의미함)

본 발명에 따라 제조되는 열간 프레스 성형품은 성형 중 발생하는 미소크랙의 소지 부재로의 전파가 효과적으로 차단되어 성형품의 내구성이 매우 우수한 장점이 있다.

도 1은 본 발명의 일 실시예에 따른 성형품의 도금층과 소지 부재의 계면을 관찰한 (a)TEM(Transmission Elecron Microscope) 사진 및 (b)회절 패턴을 나타낸 것이다.
도 2는 본 발명의 일 실시예에 따른 성형품의 형상을 나타낸 단면도이다.
도 3은 본 발명의 발명예 3과 비교예 3의 미소크랙을 관찰하여 나타낸 것이다.

본 발명자들은 아연계 도금강판을 열간 프레스 성형한 열간 프레스 성형품의 초고강도 확보와 더불어, 성형 중 발생하는 미소크랙에 의한 내구성 저하를 최소화하기 위한 방안에 대하여 깊이 있게 연구한 결과, 이하의 지견을 얻을 수 있었다.

(1) 열간 프레스 성형을 위한 가열 공정 중 아연계 도금층과 소지강판의 계면에서는 아연계 도금층 내 아연(Zn)과 소지강판 내 철(Fe)의 상호 확산으로 인하여 자연스럽게 아연과 철의 연속적인 농도 구배가 발생하며, 이때 고용한도 이내의 아연을 함유하는 영역에서는 가열 후 오스테나이트 조직이 형성되는데, 이 중 5중량% 이상의 Zn을 함유하는 오스테나이트 조직은 냉각 후 내부 트윈(twin)을 가지는 트윈-마르텐사이트(twinned martensite) 조직으로 변태된다.

(2) 상기와 같은 트윈-마르텐사이트 조직은 일반적인 래스 마르텐사이트(lath martensite)보다 강도가 높은 것으로 알려져 있으며, 이러한 이유로, 상기 트윈-마르텐사이트를 아연계 도금층과 소지강판의 계면에 충분히 형성시킬 경우, 열간 프레스 성형시 도금층 내부로부터 발생한 미소크랙(micro crack)이 소지강판 내부로 전파되는 것을 효과적으로 차단할 수 있다.

(3) 한편, 소지강판 내 오스테나이트 안정화 원소의 함량을 적정화할 경우, 아연의 오스테나이트 조직 내 고용한도를 극대화할 수 있으며, 이에 따라, 아연계 도금층과 소지강판의 계면에 트윈-마르텐사이트 조직을 충분히 형성할 수 있어, 성형 중 발생하는 미소크랙에 의한 내구성 저하를 최소화할 수 있다.

이하, 본 발명의 일 측면인 열간 프레스 성형품에 대하여 상세히 설명한다.

본 발명의 일 측면인 열간 프레스 성형품은, 소지 부재 및 합금화 아연계 도금층을 포함하고, 상기 소지 부재와 합금화 아연계 도금층의 사이에는 크랙 억제층을 포함하는 것을 특징으로 한다. 여기서, 소지 부재는 열간 프레스 성형 에 의해 성형된 소지강판을 의미한다.

먼저, 소지 부재의 합금 조성 및 성분 범위를 한정한 이유에 대하여 상세히 설명한다.

탄소(C): 0.15~0.4중량%

탄소는 오스테나이트 안정화 원소로써, 소입성 확보 및 열간 프레스 성형 후 성형품의 강도 확보를 위해 필수적으로 첨가되는 원소이다. 만약, 상기 탄소의 함량이 지나치게 낮을 경우, 소입성이 부족하여 열간 프레스 성형 중 페라이트 변태 혹은 베이나이트 변태가 발생하거나, 최종적으로 형성되는 마르텐사이트의 강도가 부족하여 본 발명에서 목표로 하는 열간 성형 후 인장강도 1300MPa 이상을 확보하기가 어렵다. 따라서, 상기 탄소 함량의 하한은 0.15중량%인 것이 바람직하고, 0.18중량%인 것이 보다 바람직하며, 0.20중량%인 것이 보다 더 바람직하다. 다만, 그 함량이 과다할 경우, 열간 프레스 성형 후 성형품의 강도는 높으나, 연성 및 굽힘 특성이 저하되어 충돌 특성이 저하될 뿐만 아니라, 용접성이 저하되어 자동차용 부품으로의 적용이 곤란한 문제가 있다. 따라서, 상기 탄소 함량의 상한은 0.4중량%인 것이 바람직하고, 0.37중량%인 것이 보다 바람직하며, 0.35중량%인 것이 보다 더 바람직하다.

실리콘(Si): 0.02~0.4중량%

실리콘은 고용강화에 의한 강도 향상과 더불어, 강 중 탄화물 형성을 억제하여 열간 프레스 성형 후 성형품의 강도를 향상시키는 역할을 한다. 본 발명에서 이러한 효과를 나타내기 위해서는 0.02중량% 이상 포함되는 것이 바람직하고, 0.05중량% 이상 포함되는 것이 보다 바람직하며, 0.1중량% 이상 포함되는 것이 보다 더 바람직하다. 다만, 그 함량이 과다할 경우, 고온 소둔 시 다량의 표면 산화물을 형성하여 덴트(dent)와 같은 표면 결함을 유발할 뿐만 아니라, 도금 공정시 미도금과 같은 도금 결함을 유발하는 문제가 있다. 따라서, 상기 실리콘 함량의 상한은 0.4중량%인 것이 바람직하고, 0.35중량%인 것이 보다 바람직하며, 0.3중량%인 것이 보다 더 바람직하다.

망간(Mn): 0.5~4중량%

망간은 오스테나이트 안정화 원소로써, 고용강화에 의한 강도 향상과 더불어, 강의 소입성을 향상시키는 역할을 한다. 만약, 상기 망간의 함량이 지나치게 낮을 경우, 소입성이 부족하여 열간 프레스 성형 중 페라이트 변태 혹은 베이나이트 변태가 발생하거나, 최종적으로 형성되는 마르텐사이트의 강도가 부족하여 본 발명에서 목표로 하는 열간 성형 후 인장강도 1300MPa 이상을 확보하기가 어렵다. 따라서, 상기 망간 함량의 하한은 0.5중량%인 것이 바람직하고, 0.8중량%인 것이 보다 바람직하며, 1.0중량%인 것이 보다 더 바람직하다. 다만, 그 함량이 과다할 경우, 그 효과가 포화될 뿐만 아니라, 압연 방향으로 Mn 편석대가 형성되어 열간 프레스 성형 후 성형품의 굽힘 특성이 저하되는 문제가 있다. 따라서, 상기 망간 함량의 상한은 4중량%인 것이 바람직하다.

인(P): 0.1중량% 이하(0중량%는 제외)

인은 강 중 적절한 함량이 포함될 경우 고용강화에 의한 강도 향상에 기여하나, 강의 취성을 야기하는 원소이므로, 본 발명에서는 의도적으로 첨가하지는 않는다. 따라서, 그 함량을 가능한 한 낮게 제어함이 바람직하며, 본 발명에서는 상기 인의 함량을 0.1중량% 이하로 관리한다. 한편, 상기 인 함량의 하한에 대해서는 특별히 한정하지 않으나, 강 중 인 제거를 위한 정련 부하 및 공정 비용 상승 등을 고려할 때 그 하한을 0.001중량%로 설정할 수 있다.

황(S): 0.01중량% 이하(0중량%는 제외)

황은 강 중 불가피하게 함유되는 불순물로써, 열간 프레스 성형 후 성형품의 굽힘 특성을 저해할 뿐만 아니라, 연성 및 용접성을 저해하는 주요 원인이 되는 원소이므로, 그 함량을 가능한 한 낮게 제어하는 것이 바람직하다. 이론상 황의 함량은 0%로 제한하는 것이 유리하나, 제조공정상 필연적으로 함유될 수 밖에 없다. 따라서, 그 상한을 관리하는 것이 중요하며, 본 발명에서는 상기 황 함량의 상한을 0.01중량%로 관리한다.

알루미늄(Al): 0.005~0.1중량%

알루미늄은 강력한 탈산제로서 용강 중 산소 함량을 낮추는 역할을 할 뿐만 아니라, 페라이트 내 고용된 탄소를 오스테나이트로 분배하여 마르텐사이트의 경화능을 향상시키는 역할을 한다. 본 발명에서 이러한 효과를 나타내기 위해서는 0.005중량% 이상 포함되는 것이 바람직하고, 0.008중량% 이상 포함되는 것이 보다 바람직하며, 0.01중량% 이상 포함되는 것이 보다 더 바람직하다. 다만, 그 함량이 과다할 경우, 과도한 AlN 석출에 의한 고온 연성의 저하로 슬라브의 표면 품질을 저하시키고, 제조 비용을 상승시키는 문제가 있다. 따라서, 상기 알루미늄 함량의 상한은 0.1중량%인 것이 바람직하고, 0.08중량%인 것이 보다 바람직하며, 0.05중량%인 것이 보다 더 바람직하다.

보론(B): 0.0005~0.01중량%

보론은 냉각 중 페라이트 변태를 억제시키는 소입성 증가에 중요한 역할을 하는 원소이다. 만약, 상기 보론의 함량이 지나치게 낮을 경우, 소입성이 부족하여 성형품의 미세조직으로 과도한 페라이트 조직이 형성되어 본 발명에서 목표로 하는 열간 성형 후 인장강도 1300MPa 이상을 확보하기가 어렵다. 따라서, 상기 보론 함량의 하한은 0.0005중량%인 것이 바람직하고, 0.0010중량%인 것이 보다 바람직하며, 0.0015중량%인 것이 보다 더 바람직하다. 반면, 그 함량이 과다할 경우, 보론의 입계 편석으로 인하여 상기 효과가 포화될 뿐만 아니라, 열간 압연시 취성이 증가하는 문제가 있다. 따라서, 상기 보론 함량의 상한은 0.01중량%인 것이 바람직하고, 0.006중량%인 것이 보다 바람직하며, 0.0035중량%인 것이 보다 더 바람직하다.

질소(N): 0.01중량% 이하(0%는 제외)

질소는 강 중 적절한 함량이 포함될 경우 고용강화에 의한 강도 향상에 기여하나, AlN, TiN 등의 석출물을 형성하여 고온 연성을 저하시키고, 슬라브 표면 품질을 저해하는 주된 원인이 되는 원소이므로, 본 발명에서는 의도적으로 첨가하지는 않는다. 따라서, 그 함량을 가능한 한 낮게 제어하는 것이 바람직하며, 본 발명에서는 상기 질소의 함량을 0.01중량% 이하로 관리한다. 한편, 상기 질소 함량의 하한에 대해서는 특별히 한정하지 않으나, 강 중 질소 제거를 위한 정련 부하 및 공정 비용 등을 고려할 때, 그 하한을 0.001중량%로 설정할 수 있다.

티타늄(Ti): 0.005~0.05중량%

티타늄은 강판의 강도 상승 및 강 중 존재하는 질소의 스케빈징 (scavenging)을 위해 첨가되는 원소이다. 여기서, 스케빈징이란 어떤 특정 화학종과 특히 반응성이 높은 물질을 소량 첨가하여 다른 것에는 큰 영향을 주지 않으면서도, 반응에 의하여 상기 특정 화학종을 계에서 제거하는 것을 의미한다. 만약, 상기 티타늄의 함량이 지나치게 낮을 경우, 질소를 충분히 스케빈징하지 못하여 강 중 보론이 BN으로 석출하게 되며, 이로 인한 고용 B의 감소로 열간 소입성이 부족하여 성형품의 미세조직으로 과도한 페라이트 조직이 형성되는 문제가 있다. 따라서, 상기 티타늄 함량의 하한은 0.005중량%인 것이 바람직하고, 0.008중량%인 것이 보다 바람직하며, 0.01중량%인 것이 보다 더 바람직하다. 다만, 그 함량이 과다할 경우, 그 효과가 포화될 뿐만 아니라, 과도한 TiN, TiC 등 탄화물의 석출에 의한 고온 연성의 저하로 슬라브의 표면 품질을 저하시키고, 열간압연시 부하가 증가하며, 제조 원가를 상승시키는 문제가 있다. 따라서, 상기 티타늄 함량의 상한은 0.05중량%인 것이 바람직하고, 0.04중량%인 것이 보다 바람직하며, 0.035중량%인 것이 보다 더 바람직하다.

상기 조성 이외에 나머지는 Fe이다. 다만, 통상의 제조과정에서는 원료 또는 주위 환경으로부터 의도되지 않는 불순물들이 불가피하게 혼입될 수 있으므로, 이를 배제할 수는 없다. 이들 불순물들은 본 기술분야에서 통상의 지식을 가진 자라면 누구라도 알 수 있는 것이기 때문에 그 모든 내용을 본 명세서에서 특별히 언급하지는 않는다. 한편, 상기 조성 이외에 유효한 성분의 첨가가 배제되는 것은 아니며, 예를 들어, 하기와 같은 성분을 추가로 포함할 수 있다.

크롬(Cr): 4중량% 이하(0중량% 포함)

크롬은 C, Mn과 같은 오스테나이트 안정화 원소로써, 강의 경화능 및 강도를 향상시키는 역할을 한다. 다만, 그 함량이 과다할 경우, 그 효과가 포화될 뿐만 아니라, 제조 원가가 크게 증가하고, 냉간 압연시 부하가 크게 증가하는 문제가 있다. 따라서, 상기 크롬 함량은 4중량% 이하인 것이 바람직하다.

니켈(Ni): 4중량% 이하(0중량% 포함)

니켈은 C, Mn과 같은 오스테나이트 안정화 원소로써, 강의 경화능 및 강도를 향상시키는 역할을 한다. 다만, 그 함량이 과다할 경우, 그 효과가 포화될 뿐만 아니라, 제조 원가가 크게 증가하는 문제가 있다. 따라서, 상기 니켈 함량은 4중량% 이하인 것이 바람직하다.

한편, 상기와 같은 성분범위를 갖는 소지 부재의 합금설계시, 오스테나이트 안정화 원소인 C, Mn, Cr 및 Ni의 함량은 하기 관계식 1을 만족하도록 제어하는 것이 바람직하다. 전술한 바와 같이, 아연계 도금층과 소지강판의 계면에 트윈-마르텐사이트 조직을 충분히 형성하기 위해서는 아연의 오스테나이트 조직 내 고용한도를 극대화할 필요가 있는데, 이에 열역학 계산을 통하여 오스테나이트 안정화 원소인 C, Mn, Ni 및 Cr의 함량에 따른 아연의 오스테나이트 내 고용한도를 계산하고, 이 결과를 바탕으로 하기 관계식 1을 도출하게 되었다. 하기 관계식 1을 만족할 경우, 아연의 오스테나이트 조직 내 고용한도가 약 15%까지 확장되어 아연계 도금층과 소지강판의 계면에 트윈-마르텐사이트 조직을 충분히 형성시킬 수 있다.

[관계식 1]

27[C]+2.6[Mn]+4.4[Ni]+4.1[Cr]≥15

이하, 합금화 아연계 도금층에 대하여 상세히 설명한다.

상기 합금화 아연계 도금층은, 열간 프레스 성형을 위한 가열 공정에 의해 Fe 합금화된 아연 도금층 또는 아연합금도금층을 의미하는 것으로, Fe 합금화도가 10~80%인 것을 특징으로 한다. 만약, Fe 합금화도가 10% 미만인 경우에는 도금층의 용융점이 낮아 열간 프레스 성형시 액상 아연에 의한 LME(Liquid Matel Embrittlement) 균열이 발생하는 문제가 있으며, 80%를 초과하는 경우에는 도금층 내 아연 함량이 지나치게 낮아 열간 프레스 성형 후 성형품의 내식성이 열화되는 문제가 있다.

본 발명에서는 상기 아연합금도금층에 포함된 합금 원소의 종류 및 성분 범위에 대해서는 특별히 한정하지 않으나, 예를 들면, Cu, Ni, Al 및 Mg으로 이루어진 군으로부터 선택된 1종 이상을 합계 20중량% 이하로 포함할 수 있다.

이하, 소지 부재와 합금화 아연계 도금층의 사이 형성되는 크랙 억제층에 대하여 상세히 설명한다.

상기 크랙 억제층은 열간 프레스 성형시 도금층 내부로부터 발생한 미소크랙(micro crack)이 소지강판 내부로 전파되는 것으로 차단하는 역할을 하며, 트윈 마르텐사이트(twinned martensite)를 포함하는 것을 특징으로 한다. 즉, 상기 크랙 억제층에는 트윈 마르텐사이트 조직이 연속적으로 형성되어 있지 않고, 단속적으로 형성되어 있어도 무방하다. 한편, 크랙 억제층 내 포함되는 트윈 마르텐사이트의 부피 분율에 대해서는 특별히 한정하지 않으나, 예를 들면, 40부피% 이상인 경우 미소크랙의 소지강판 내부 전파의 차단이 가능하다. 여기서, 트윈 마르텐사이트는 오스테나이트의 급냉에 의해 생기는 마르텐사이트 변태 중 결정구조적인 변화와 함께 쌍정(twin) 변형이 발생한 것으로, 통상의 래스(lath) 마르텐사이트 혹은 플레이트 마르텐사이트에 비하여 TEM 관찰시 마르텐사이트 조직 내부에 쌍정 구조가 다수 관찰되는 마르텐사이트 조직을 의미한다.

도 1의 (a)는 본 발명의 일 실시예에 따른 성형품의 도금층과 소지 부재의 계면을 관찰한 TEM(Transmission elecron microscope) 사진이고, 도 1의 (b)는 상기 TEM 사진에서 A 지점에서의 회절 패턴을 나타낸 것이다.

도 1의 (a)를 참조할 때, 도금층과 소지 부재의 계면에 계면 억제층이 존재함을 확인할 수 있으며, 도 1의 (b)를 참조할 때, 상기 계면 억제층 내 통상의 래스(lath) 마르텐사이트 혹은 플레이트 마르텐사이트와 달리 마르텐사이트 조직 내부에 쌍정 구조가 다수 관찰되는 트윈 마르텐사이트가 존재함을 확인할 수 있다.

본 발명의 일 구현예에 따르면, 상기 크랙 억제층의 평균 두께는 0.5~2.5㎛일 수 있고, 보다 바람직하게는 0.6~2㎛일 수 있으며, 보다 더 바람직하게는 0.7~1.5㎛일 수 있다. 만약, 평균 두께가 0.5㎛ 미만일 경우에는 크랙 억제층에 의한 크랙 억제 효과가 미흡할 우려가 있으며, 반면, 2.5㎛를 초과하는 경우에는 크랙 억제 효과는 포화되는 반면, 오스테나이트 안정화 원소의 함량이 과다하여 경제성이 저하되는 문제가 있다.

이상에서 설명한 본 발명의 열간 프레스 성형품은 다양한 방법으로 제조될 수 있으며, 그 제조방법은 특별히 제한되지 않는다. 다만, 그 일 구현예로써 다음과 같은 방법에 의하여 제조될 수 있다.

이하, 본 발명의 다른 일 측면인 미소크랙이 억제된 열간 프레스 성형품의 제조방법에 대하여 상세히 설명한다.

먼저, 전술한 성분계를 만족하는 소지강판 및 상기 소지강판 상에 형성된 아연계 도금층을 포함하는 아연계 도금강판을 준비한다. 이때, 상기 아연계 도금층은 전술한 바와 같이, 아연 도금층 또는 아연합금 도금층일 수 있다.

이후, 상기 아연계 도금강판을 열간 프레스 성형을 위해 오스테나이트 단상역 온도 영역(약 850℃ 이상)으로 가열한다.

본 발명의 일 구현예에 따르면, 상기 가열시, 가열온도(가열 종료 온도)는 850~950℃일 수 있다. 만약, 가열온도가 850℃ 미만인 경우에는 가열 중 오스테나이트 변태가 불충분하여 잔류하는 페라이트가 존재하거나, 금형에 의한 열간 성형 전까지의 온도 하강에 따른 페라이트 형성으로 열간 프레스 성형 후 성형품의 강도가 저하되거나, 굽힘 가공성이 저하될 우려가 있다. 반면, 950℃를 초과하는 경우에는 생산성이 저하될 뿐만 아니라, 표층에 산화물이 과도하게 형성되어, 열간 프레스 성형 후 성형품의 내식성이 저하되거나, 용접성이 저하될 우려가 있다.

또한, 본 발명의 일 구현예에 따르면, 상기 가열시, 가열속도는 1~100℃/sec일 수 있으며, 보다 바람직하게는 2~80℃/sec일 수 있으며, 보다 더 바람직하게는 4~50℃/sec일 수 있다. 만약, 가열속도가 1℃/sec 미만일 경우에는 열간 프레스 성형을 위한 가열에 지나치게 오랜 시간이 소요되어 생산성이 떨어지는 문제가 있고, 반면, 100℃/sec를 초과할 경우에는 아연계 도금층의 합금화에 소요되는 시간에 비해 소지강판의 승온 속도가 지나치게 빨라 아연계 도금층이 가열 중 액화 혹은 기화되어 소실될 우려가 있다.

이후, 상기 가열된 아연계 도금강판을 상기 가열온도(가열 종료 온도)에서 소정의 시간 동안 유지한다.

본 발명의 일 구현예에 따르면, 상기 가열된 아연계 도금강판을 상기 가열온도에서 유지하는 유지시간은 10~1000초일 수 있으며, 보다 바람직하게는 30~600초일 수 있으며, 보다 더 바람직하게는 60~300초일 수 있다. 만약, 유지시간이 10초 미만일 경우에는 오스테나이트 변태가 불충분하여 잔류하는 페라이트가 존재하여 성형품의 강도가 저하되거나 굽힘 가공성이 저하될 우려가 있으며, 반면, 1000초를 초과하는 경우에는 도금층 표층에 산화물이 과도하게 형성되어 성형품의 내식성 저하되거나, 용접성이 저하될 우려가 있다.

이후, 상기 가열온도에서 유지된 열연강판을 금형에 의해 프레스 성형함과 동시에 냉각한다. 이때, 상기 금형에 의해 성형하는 방법은 통상의 열간 프레스 성형 방법에 의하면 충분하므로, 본 발명에서는 이를 특별히 한정하지 않는다.

본 발명의 일 구현예에 따르면, 상기 냉각시, 냉각속도는 10~1000℃/sec일 수 있으며, 보다 바람직하게는 15~800℃/sec일 수 있으며, 보다 더 바람직하게는 20~600℃/sec일 수 있다. 만약, 냉각속도가 10℃/sec 미만일 경우에는 냉각 중 페라이트 혹은 베이나이트의 형성으로 연간 성형 후 강도가 저하될 우려가 있으며, 100℃/sec를 초과할 경우에는 마르텐사이트는 충분히 확보할 수 있으나, 지나치게 높은 냉각속도로 인해 추가적인 냉각 설비가 요구되는 등 제조 비용이 상승할 수 있다.

본 발명의 일 구현예에 따르면, 상기 냉각시, 냉각종료온도는 250℃ 이하일 수 있으며, 보다 바람직하게는 200℃ 이하일 수 있으며, 보다 더 바람직하게는 180℃ 이하일 수 있다. 이는, 마르텐사이트 조직을 보다 확실히 얻기 위함이다. 한편, 그 후의 냉각에 있어서는 상 변태에 영향을 미치지 아니하는 바, 상기 냉각종료온도의 하한에 대해서는 특별히 한정하지 않는다.

이하, 실시예를 통하여 본 발명을 보다 구체적으로 설명한다. 다만, 하기하는 실시예는 본 발명을 예시하여 구체화하기 위한 것일 뿐, 본 발명의 권리범위를 제한하기 위한 것이 아니라는 점에 유의할 필요가 있다. 본 발명의 권리범위는 특허청구범위에 기재된 사항과 이로부터 합리적으로 유추되는 사항에 의하여 결정되는 것이기 때문이다.

( 실시예 )

하기 표 1의 소지강판 조성을 갖는 용융아연도금강판(도금층 두께: 1.5mm)을 준비하였다. 이후, 하기 표 2의 조건에 의해 열간 프레스 성형을 실시하여, 도 2와 같은 형상을 가지는 성형품을 제조하였다. 이때, 가열속도는 5℃/sec, 냉각속도는 80℃/sec, 냉각종료온도는 100℃로 일정하게 하였다. 이후, 열간 프레스 성형품의 인장시험을 실시하여 기계적 물성을 평가하고, 단면 관찰을 통해 크랙 억제층의 두께 및 트윈 마르텐사이트의 부피분율을 측정하였으며, 성형 중 가장 심하게 마찰이 발생하는 도 2의 A 부위에서의 미소크랙 최대깊이를 측정하였다. 그 결과를 하기 표 2에 함께 나타내었다.

강종	합금 조성(중량%)											①
강종	C	Si	Mn	P	S	Al	B	N	Ti	Cr	Ni	①
발명강1	0.22	0.2	1.3	0.01	0.002	0.031	0.0027	0.004	0.03	0	2	18.1
발명강2	0.21	0.15	1.24	0.0097	0.0014	0.018	0.0028	0.003	0.029	2	0	17.1
발명강3	0.22	0.15	1.32	0.0103	0.0014	0.022	0.0024	0.004	0.029	0.8	1	17.1
발명강4	0.22	0.22	3.8	0.0103	0.002	0.021	0.003	0.004	0.025	0.24	0	16.8
발명강5	0.35	0.17	1.1	0.0092	0.0018	0.032	0.0022	0.005	0.022	0.8	0	15.6
발명강6	0.22	0.15	1.32	0.0103	0.0014	0.022	0.0024	0.004	0.029	0.8	1	17.1
발명강7	0.22	0.15	1.32	0.0103	0.0014	0.022	0.0024	0.004	0.029	0.8	1	17.1
비교강1	0.21	0.11	1.3	0.01	0.002	0.03	0.003	0.004	0.03	0.2	0	9.9
비교강2	0.22	0.14	1.3	0.01	0.002	0.031	0.0027	0.004	0.03	0	0.5	11.5
비교강3	0.21	0.23	1.25	0.009	0.0015	0.021	0.0027	0.004	0.03	0.5	0	11.0
비교강4	0.13	0.2	1.6	0.0089	0.0011	0.021	0.0025	0.004	0.025	0.3	0	8.9
①=27[C]+2.6[Mn]+4.4[Ni]+4.1[Cr] (여기서, 상기 [C], [Mn], [Ni] 및 [Cr]은 각각 해당 원소의 함량(중량%)을 의미함)

강종	제조조건		기계적 물성			단면 관찰 결과		비고
강종	가열온도 (℃)	유지시간 (sec)	항복강도 (MPa)	인장강도 (MPa)	연신율 (%)	크랙 억제츨 평균 두께 (㎛)	미소크랙 최대깊이 (㎛)	비고
발명강1	860	180	1056	1511	7	0.8	6.4	발명예1
발명강2	900	90	1187	1621	6	1.1	3.2	발명예2
발명강3	900	200	1090	1599	7	1.3	0.7	발명예3
발명강4	900	90	1142	1587	6	0.9	4.8	발명예4
발명강5	900	90	1370	1932	5	0.7	7.4	발명예5
발명강6	830	200	841	1158	9	0.8	8.7	비교예1
발명강7	900	5	864	1257	7	0.7	9.1	비교예2
비교강1	900	90	1055	1465	7	0.2	13.8	비교예3
비교강2	900	90	712	1092	14	0.1	21.1	비교예4
비교강3	880	200	1051	1468	7	0.1	25.1	비교예5
비교강4	900	90	1087	1499	5	0.2	12.3	비교예6

상기 표 2에 나타난 바와 같이, 본 발명의 조건을 만족하는 발명예의 경우에는 성분 및 관계식 1이 본 발명의 조건을 만족하여, 계면 억제층의 두께가 평균 0.5㎛ 이상이고, 미소크랙의 최대깊이가 10㎛ 이하로 억제되는 것을 알 수 있다. 뿐만 아니라, 인장강도 1300MPa 이상의 강도도 확보할 수 있었다.

그러나 비교예 1 및 2는 가열온도 또는 가열 후 유지시간이 본 발명의 범위에 미달하여 본 발명이 목표로 하는 인장강도 1300MPa 이상을 확보할 수 없었다. 또한, 비교예 3 내지 5는 관계식의 값이 15 이상을 만족하지 못하여, 크랙 억제층의 두께가 충분치 못하여 미소크랙이 억제되지 못하였고, 비교예 6은 C함량이 본 발명 범위에 미달하여 본 발명이 목표로 하는 인장강도 1300MPa 이상을 확보할 수 없었다.

한편, 도 3은 본 발명의 발명예 3과 비교예 3의 미소크랙을 관찰하여 나타낸 것이다. 도 3의 (a)는 발명예 3에 해당하며, 도 4의 (b)는 비교예 3에 해당한다. 도 3를 참조할 때, 본 발명이 제안하는 조건을 모두 만족하는 발명예 3의 경우, 미소크랙의 최대깊이가 10㎛ 이하로 억제되었다는 것을 시각적으로 확인할 수 있다.

Claims

중량%로, C: 0.15~0.4%, Si: 0.02~0.4%, Mn: 0.5~4%, P: 0.1% 이하(0% 제외), S: 0.01% 이하(0% 제외), Al: 0.005~0.1%, B: 0.0005~0.01%, N: 0.01% 이하(0% 제외), Ti: 0.005~0.05%, Cr: 4% 이하(0% 포함), Ni: 4% 이하(0% 포함), 잔부 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하고, 상기 C, Mn, Cr 및 Ni의 함량은 하기 관계식 1을 만족하는 소지 부재; 및 Fe 합금화도가 10~80%인 합금화 아연계 도금층을 포함하고,
상기 소지 부재와 합금화 아연계 도금층의 사이에는 트윈 마르텐사이트(twinned martensite)를 포함하는 크랙 억제층을 포함하는 열간 프레스 성형품.
[관계식 1]
27[C]+2.6[Mn]+4.4[Ni]+4.1[Cr]≥15
(여기서, 상기 [C], [Mn], [Ni] 및 [Cr]은 각각 해당 원소의 함량(중량%)을 의미함)
제 1항에 있어서,
상기 크랙 억제층의 평균 두께는 0.5~2.5㎛인 열간 프레스 성형품.
제 1항에 있어서,
상기 합금화 아연계 도금층은, 합금화 아연 도금층 또는 합금화 아연합금 도금층인 열간 프레스 성형품.
제 3항에 있어서,
상기 합금화 아연합금 도금층은, Cu, Ni, Al 및 Mg으로 이루어진 군으로부터 선택된 1종 이상을 합계 20중량% 이하를 포함하는 열간 프레스 성형품.
중량%로, C: 0.15~0.4%, Si: 0.02~0.4%, Mn: 0.5~4%, P: 0.1% 이하(0% 제외), S: 0.01% 이하(0% 제외), Al: 0.005~0.1%, B: 0.0005~0.01%, N: 0.01% 이하(0% 제외), Ti: 0.005~0.05%, Cr: 4% 이하(0% 포함), Ni: 4% 이하(0% 포함), 잔부 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하고, 상기 C, Mn, Cr 및 Ni의 함량은 하기 관계식 1을 만족하는 소지강판 및 상기 소지강판 상에 형성된 아연계 도금층을 포함하는 아연계 도금강판을 준비하는 단계;
상기 아연계 도금강판을 850℃ 이상의 가열온도까지 가열하는 단계;
상기 가열된 아연계 도금강판을 상기 가열온도에서 10초 이상 유지하는 단계; 및
상기 가열온도에서 유지된 아연계 도금강판을 프레스 성형함과 동시에 냉각하는 단계를 포함하는 열간 프레스 성형품의 제조방법.
[관계식 1]
27[C]+2.6[Mn]+4.4[Ni]+4.1[Cr]≥15
(여기서, 상기 [C], [Mn], [Ni] 및 [Cr]은 각각 해당 원소의 함량(중량%)을 의미함)
제 5항에 있어서,
상기 아연계 도금강판의 가열시, 가열 속도는 1~100℃/sec인 열간 프레스 성형품의 제조방법.
제 5항에 있어서,
상기 아연게 도금강판의 가열시, 가열온도는 850~950℃인 열간 프레스 성형품의 제조방법.
제 5항에 있어서,
상기 가열된 아연계 도금강판을 상기 가열온도에서 유지하는 유지시간은 10~1000초인 열간 프레스 성형품의 제조방법.
제 5항에 있어서,
상기 냉각시, 냉각 속도는 10~1000℃/sec인 열간 프레스 성형품의 제조방법.
제 5항에 있어서,
상기 냉각시, 냉각 종료온도는 200℃ 이하인 열간 프레스 성형품의 제조방법.