KR20170068531A - 레이저 용접 조인트, 자동차 부품, 레이저 용접 조인트의 제조 방법, 및 자동차 부품의 제조 방법 - Google Patents

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Abstract

이 레이저 용접 조인트는, 복수의 강판 사이에 형성된 용접 금속을 갖는 레이저 용접 조인트이며, 상기 용접 금속의 화학 조성이 소정의 성분을 가짐과 함께, 상기 용접 금속의 평균 경도가 비커스 경도로 350 내지 540이고, 상기 용접 금속에서는 직경 2㎛ 내지 50㎛의 포로시티의 분포 밀도가 5.0개/㎟ 이하이고, 상기 용접 금속에서는 직경 3㎛ 이상의 산화물계 개재물의 분포 밀도가 0.1 내지 8.0개/㎟이다.

Description

레이저 용접 조인트, 자동차 부품, 레이저 용접 조인트의 제조 방법, 및 자동차 부품의 제조 방법 {LASER WELDED JOINT, AUTOMOTIVE PART, METHOD FOR PRODUCING LASER WELDED JOINT, AND METHOD FOR MANUFACTURING AUTOMOTIVE PART}
본 발명은 레이저 용접 조인트, 자동차 부품, 레이저 용접 조인트의 제조 방법, 및 자동차 부품의 제조 방법에 관한 것이다.
본원은 2014년 11월 19일에 일본에 출원된 일본 특허 출원 제2014-234957호에 기초하여 우선권을 주장하며, 그 내용을 여기에 원용한다.
최근 들어 자동차 분야에 있어서는, 차체의 경량화 및 충돌 안전성의 향상을 위하여 골격용, 섀시용 및 패널용의 부재로서 고강도 강판을 사용하는 수요가 높아지고 있다. 이에 수반하여, 종래의 저강도 강판에 필적하는 성형성을 갖는 고강도 강판이 개발되어 실제로 자동차의 차체(이하, 간단히 차체라 함)에 이용되게 되었다.
종래, 차체는, 강판을 프레스 성형함으로써 얻어진 복수의 부품을 스폿 용접 또는 아크 용접에 의하여 접합하여 조립하고 있었다. 한편, 최근에는 차체의 부품 개수 삭감 및 차체의 한층 더 높은 경량화를 목적으로 하여 테일러드 블랭크(예를 들어 비특허문헌 1 참조)가 차체 제조에 있어서 이용되고 있다. 테일러드 블랭크란, 재질, 판 두께, 인장 강도 등이 상이한 복수의 금속판을 맞댐 용접으로 일체화한 판재(이하, 「테일러드 블랭크재」라고도 함)를 원하는 형상으로 프레스 성형하는 공법을 말한다. 테일러드 블랭크재를 제조할 때의 맞댐 용접에는 레이저 용접이 이용되는 것이 일반적이다.
그러나 고강도 강판끼리를 레이저 용접하여 얻어진 테일러드 블랭크재에 대하여 엄격한 드로잉 및 굽힘을 수반하는 프레스 성형을 행하면, 용접 금속에 있어서 균열이 발생하는 것이 문제로 되고 있다. 비특허문헌 1에 있어서는, 레이저 용접에 의하여 제조한 테일러드 블랭크재에서는, 용접의 시단부 또는 종단부에 있어서 수축(shrinkage)에 의한 응력 집중이 발생하여 테일러드 블랭크재가 파단되는 경우가 있는 것이 기재되어 있다.
한편, 비특허문헌 2에는, 아크 용접에 대하여, 용접 금속에 수소가 존재하는 경우에 용접에 의하여 발생한 응력 집중부에 수소가 집적되어, 소위 지연 파괴가 발생하는 것이 기재되어 있다. 이 지연 파괴는 용접 전의 예열 또는 용접 후의 열처리에 의하여 억제할 수 있는 것이 알려져 있다.
또한 용접 조인트에 있어서의 균열의 발생을 방지하기 위한 기술이 특허문헌 1 내지 3에 개시되어 있다. 구체적으로는, 특허문헌 1에는, 맞댐부를 아크 용접한 용접 강관에 있어서, 용접 금속의 수소 농도를 일정값 이하로 함으로써 관 확장 또는 관 축소 교정 시의 수소 취화 균열의 발생을 억제할 수 있는 것이 기재되어 있다.
특허문헌 2에는, 플럭스 충전 와이어를 사용한 가스 실드 아크 용접에 의하여 형성되는 용접 금속에 있어서, 화학 조성을 소정의 범위로 제어함과 함께 잔류 오스테나이트 입자의 개수 밀도 및 체적 분율을 소정값 이상으로 제어함으로써 내수소 취화 감수성이 개선되는 것이 기재되어 있다.
특허문헌 3에는, 주조편의 두께 방향에 있어서의 중심부의 포로시티 체적을 저감시킴으로써, 주조편으로부터 얻어지는 강판의 내수소 유기 균열 성능을 향상시킬 수 있는 것이 기재되어 있다.
일본 특허 공개 제2006-263814호 공보 일본 특허 공개 제2012-176434호 공보 일본 특허 공개 제2007-136496호 공보
「테일러드 블랭크재의 용접과 성형」, 신닛테쓰 기보, 2003년, 제378호, p. 35-39 「접합·용접 기술 Q & A 1000」, Q-04-01-01, [online], 1999년, 일반사단법인 일본용접협회, [2014년 9월 24일 검색], 인터넷<URL: http://www-it.jwes.or.jp/qa/details.jsp?pg_no=0040010010> 「박강판의 탄산 가스 레이저 용접에 있어서의 기구의 발생 현상」, 용접 학회 논문집, 2001년, 제19권, 제2호, p. 241-251
비특허문헌 1에 기재되어 있는 테일러드 블랭크재에 있어서, 용접 금속의 균열이 발생하는 원인으로서는 이하의 현상이 고려된다. 상술한 바와 같이, 레이저 용접에 의하여 제조한 테일러드 블랭크재에서는 용접의 시단부 또는 종단부에 있어서 수축이 발생한다. 이 수축에 의하여 해당 시단부 또는 종단부에 있어서 잔류 응력이 발생하여 균열이 발생한다고 생각된다. 또한 레이저 용접 조건 또는 금속판의 맞댐 조건이 최적화되어 있지 않을 때 발생하는 레이저 용접부(용접 비드부)의 판 두께 부족도 균열 발생의 한 요인이라 생각된다. 그러나 외관상으로는 양호한 비드가 형성되어 있는 경우에도 균열이 발생하는 경우가 있으며, 잔류 응력 및 레이저 용접부의 판 두께 부족만으로는 균열의 원인을 설명할 수 없다. 한편, 레이저 용접부의 용접 금속은 용접 후에 급랭되기 때문에, 용접 금속에 있어서 연성이 낮은 경질의 마르텐사이트 조직이 생성된다. 이것에 의하여 용접 금속의 연성이 저하된다. 이 연성의 저하가 성형 시의 균열 발생의 원인일 가능성이 있다. 그러나 동일한 경도의 용접 금속이더라도 성형 시에 균열이 발생하는 경우와 그렇지 않은 경우가 있으며, 이 원인은 반드시 명확하지는 않다.
비특허문헌 2에 기재되어 있는 지연 파괴는 상술한 바와 같이 수소가 집적됨으로써 발생하는 것이며, 용접 전의 예열 또는 용접 후의 열처리에 의하여 억제할 수 있다. 그러나 테일러드 블랭크재를 프레스 성형할 때 용접 금속에 있어서 발생하는 균열은 단시간(수 초 이내)의 성형 중에 발생하는 것이며, 수소의 집적에 의하여 발생하는 지연 파괴와는 별개의 원인에 의한 것이라 생각된다. 따라서 용접 전의 예열 또는 용접 후의 열처리만에 의하여 테일러드 블랭크재의 용접 금속의 균열을 방지하는 것은 어렵다.
특허문헌 1의 기술은, 아크 용접 밑 용접 강관에 있어서, 관 확장 또는 관 축소 교정 시의 수소 취화 균열의 발생을 억제하는 것이다. 그러나 박강판의 프레스 성형과 같은, 단시간이면서 드로잉·굽힘을 수반하는 대변형의 성형 양식에 있어서, 용접 금속의 균열에 대한 수소의 영향은 거의 밝혀져 있지 않다. 또한 레이저 용접은 아크 용접과는 용접 메커니즘 및 용접 분위기가 상이하며, 용접 금속에 있어서 발생하는 균열의 원인에 대해서는, 수소 함유량도 포함하여 정량적으로는 거의 밝혀져 있지 않다.
특허문헌 2의 기술은, 플럭스 충전 와이어를 사용하여 형성되는 용접 금속에 있어서, 잔류 오스테나이트 입자의 개수 밀도 및 체적 분율을 소정값 이상으로 제어함으로써 용접 금속의 내수소 취화 감수성을 개선하는 것이다. 그러나 차체 재료로서의 레이저 용접 조인트의 제조에 있어서는, 일반적으로 제조 비용을 억제하기 위하여 와이어를 사용하지 않는다. 용접 시에 와이어를 사용하지 않는 경우, 용접하는 소재의 화학 조성에 의하여 용접 금속의 조직 구성이 결정되므로, 잔류 오스테나이트 입자의 개수 밀도 및 체적 분율을 특허문헌 2와 같이 제어하는 것은 어렵다. 또한 레이저 용접에서는 소재의 용융 후에 용접 금속이 급랭된다. 이 점에서도 잔류 오스테나이트 입자의 개수 밀도 및 체적 분율을 제어하는 것은 실질적으로 어렵다.
특허문헌 3의 기술은, 포로시티 체적을 저감시킴으로써 강판의 내수소 유기 균열 성능을 향상시키는 것이다. 그러나 강판의 프레스 성형 중에 용접 금속에 있어서 발생하는 균열과 포로시티의 관계에 대해서는 밝혀져 있지 않다. 이 때문에, 특허문헌 3의 기술에 기초하여, 레이저 용접 조인트를 프레스 성형할 때 용접 금속에 있어서 발생하는 균열을 방지하는 것은 어렵다.
이상과 같이, 고강도 강판을 사용한 레이저 용접 조인트에 큰 소성 변형을 수반하는 프레스 성형을 실시할 때 용접 금속에 있어서 균열이 발생하는 원인은 명확하지 않다. 그 때문에, 상술한 바와 같은 종래의 기술에서는 프레스 성형 중의 용접 금속의 균열을 충분히 방지할 수 없다.
본 발명은 상술한 문제를 해결하기 위하여 이루어진 것이며, 프레스 성형 시에 용접 금속에 있어서 발생하는 균열을 억제하는 것이 가능한 레이저 용접 조인트, 자동차 부품, 해당 레이저 용접 조인트의 제조 방법, 및 해당 자동차 부품의 제조 방법을 제공하는 것을 목적으로 한다.
본 발명의 내용은 하기와 같다.
(1) 본 발명이 제1 형태는, 복수의 강판 사이에 형성된 용접 금속을 갖는 레이저 용접 조인트이며, 상기 용접 금속의 화학 조성이 질량%로 C: 0.05 내지 0.30%, Si: 0.005 내지 3.0%, Al: 0.005 내지 1.0%, Mn: 0.5 내지 6.0%, P: 0 초과 내지 0.04%, S: 0 초과 내지 0.01%, N: 0 초과 내지 0.01%, O: 0 초과 내지 0.01%, Cu: 0 내지 1.0%, Nb+Ti+V: 0 내지 0.2%, Ca+REM: 0 내지 0.01%, B: 0 내지 0.01%, Cr: 0 내지 5.0%, Ni: 0 내지 10.0%, Mo: 0 내지 1.0%, 및 잔부: Fe 및 불순물을 포함함과 함께, 0.3≤Si+200×S-2.7×C≤3.0을 만족시키고, 상기 용접 금속의 평균 경도가 비커스 경도로 350 내지 540이고, 상기 용접 금속에서는 직경 2㎛ 내지 50㎛의 포로시티의 분포 밀도가 5.0개/㎟ 이하이고, 상기 용접 금속에서는 직경 3㎛ 이상의 산화물계 개재물의 분포 밀도가 0.1 내지 8.0개/㎟이다.
(2) 상기 (1)에 기재된 레이저 용접 조인트에서는, 상기 용접 금속의 화학 조성이 질량%로 Cu: 0.0001 내지 1.0%, Nb+Ti+V: 0.0001 내지 0.2%, Ca+REM: 0.0001 내지 0.01%, B: 0.0001 내지 0.01%, Cr: 0.0001 내지 5.0%, Ni: 0.0001 내지 10.0%, 및 Mo: 0.0001 내지 1.0%인 군에서 선택되는 적어도 1종을 포함해도 된다.
(3) 상기 (1) 또는 (2)에 기재된 레이저 용접 조인트에서는, 상기 용접 금속 중의 확산성 수소량 CH가 단위 mass ppm으로서 하기 (a) 식을 만족시켜도 된다.
CH≤3.570-0.0066×HVWM (a)식
단, (a)식에 있어서 HVWM은 상기 용접 금속의 비커스 경도에서의 평균 경도를 나타낸다.
(4) 상기 (1) 내지 (3) 중 어느 한 항에 기재된 레이저 용접 조인트에서는, 상기 용접 금속의 금속 조직의 80% 이상이 마르텐사이트이고, 그 마르텐사이트의 구조가 bcc 구조여도 된다.
(5) 상기 (1) 내지 (4) 중 어느 한 항에 기재된 레이저 용접 조인트에서는, 하기 (b)식에 의하여 표시되는 Ms의 값이 250 이상이어도 된다.
Ms=561-474×C-33×Mn-17×Ni-17×Cr-21×Mo (b)식
(6) 상기 (1) 내지 (5) 중 어느 한 항에 기재된 레이저 용접 조인트에서는, 상기 복수의 강판 중 적어도 하나가 도금 강판이어도 된다.
(7) 본 발명의 제2 형태는, 상기 (1) 내지 (6) 중 어느 한 항에 기재된 레이저 용접 조인트를 갖는 자동차 부품이다.
(8) 본 발명의 제3 형태는, 상기 (1) 내지 (6) 중 어느 한 항에 기재된 레이저 용접 조인트의 제조 방법이며, 복수의 강판을 절대 습도가 5 내지 25g/㎥ 이하인 분위기 하에서 8m/min 이하의 용접 속도로 레이저 용접함으로써, 상기 복수의 강판끼리를 접합하는 용접 금속을 형성하는 레이저 용접 공정과, 용접 후의 상기 복수의 강판을 10 내지 100℃의 온도 영역에서, 하기 (c)식에서 규정되는 시간 유지하는 유지 공정을 구비하고, 상기 용접 금속의 화학 조성이 질량%로 C: 0.05 내지 0.30%, Si: 0.005 내지 3.0%, Al: 0.005 내지 1.0%, Mn: 0.5 내지 6.0%, P: 0 초과 내지 0.04%, S: 0 초과 내지 0.01%, N: 0 초과 내지 0.01%, O: 0 초과 내지 0.01%, Cu: 0 내지 1.0%, Nb+Ti+V: 0 내지 0.2%, Ca+REM: 0 내지 0.01%, B: 0 내지 0.01%, Cr: 0 내지 5.0%, Ni: 0 내지 10.0%, Mo: 0 내지 1.0%, 및 잔부: Fe 및 불순물을 포함함과 함께, 0.3≤Si+200×S-2.7×C≤3.0
을 만족시킨다.
t≥7000×C-400 (c)식
단, (c)식에 있어서 t는 단위를 분으로 하는 시간을 나타낸다.
(9) 상기 (8)에 기재된 레이저 용접 조인트의 제조 방법에서는, 상기 용접 금속의 화학 조성이 질량%로 Cu: 0.0001 내지 1.0%, Nb+Ti+V: 0.0001 내지 0.2%, Ca+REM: 0.0001 내지 0.01%, B: 0.0001 내지 0.01%, Cr: 0.0001 내지 5.0%, Ni: 0.0001 내지 10.0% 및 Mo: 0.0001 내지 1.0%의 군에서 선택되는 적어도 1종을 포함해도 된다.
(10) 상기 (8) 또는 (9)에 기재된 레이저 용접 조인트의 제조 방법에서는, 하기 (d)식에 의하여 표시되는 Ms의 값이 250 이상이어도 된다.
Ms=561-474×C-33×Mn-17×Ni-17×Cr-21×Mo (d)식
(11) 상기 (8) 내지 (10) 중 어느 한 항에 기재된 레이저 용접 조인트의 제조 방법에서는, 상기 복수의 강판 중 적어도 하나가 도금 강판이어도 된다.
(12) 본 발명의 제4 형태는, 상기 (1) 내지 (6) 중 어느 한 항에 기재된 레이저 용접 조인트에 프레스 성형을 실시하는 자동차 부품의 제조 방법이다.
(13) 본 발명의 제5 형태는, 상기 (8) 내지 (11) 중 어느 한 항에 기재된 제조 방법에 의하여 제조된 레이저 용접 조인트에 프레스 성형을 실시하는 자동차 부품의 제조 방법이다.
본 발명에 의하면, 프레스 성형 시에 레이저 용접 조인트의 용접 금속에 있어서 발생하는 균열을 억제할 수 있다. 또한 레이저 용접 조인트를 프레스 성형하여 얻어지는 자동차 부품에 있어서, 용접 금속에 균열이 발생하는 것을 억제할 수 있다.
도 1은 균열이 발생한 용접 금속의 파면을 도시하는 전자 현미경 사진이다.
도 2a는 용접 직후에 있어서의 금속 격자 및 포로시티 내의 수소의 거동을 도시하는 모식도이다.
도 2b는 확산 초기 단계에 있어서의 금속 격자 및 포로시티 내의 수소의 거동을 도시하는 모식도이다.
도 2c는 확산 후기 단계에 있어서의 금속 격자 및 포로시티 내의 수소의 거동을 도시하는 모식도이다.
도 3은 드로우 벤드 시험의 방법을 설명하기 위한 모식도이다.
본 발명자들은 상술한 바와 같이 용접 조인트를 프레스 성형했을 때 용접 금속에서 발생하는 균열의 원인을 밝히기 위하여 예의 검토를 행하였다. 그 결과, 하기 지견을 얻었다.
(A) 용접 금속의 경도가 클수록 균열이 발생하기 쉽다.
(B) 용접 금속 중의 확산성 수소량이 높을수록 포로시티 내의 비확산성 수소량이 높고, 그 포로시티 내의 수소에 의한 내압의 영향에 의하여 프레스 성형 시에 용접 금속에서의 균열이 발생하기 쉽다.
(C) 용접 금속의 경도에 따라, 균열이 발생할 수 있는 한계 확산성 수소량이 변화된다.
(D) 도 1에 도시한 포로시티(공극)가 취성 파괴의 기점으로 되는 경우가 있기 때문에, 소정의 크기의 포로시티의 분포 밀도를 일정값 이하로 제어함으로써 균열의 발생을 억제할 수 있다.
(E) 소정의 크기의 산화물계 개재물의 분포 밀도를 일정값 이하로 제어함으로써 균열의 발생을 제어할 수 있다.
(F) 용접 금속의 용융지 유동성 지표가 소정의 범위로 되도록 용접 금속의 성분을 제어함으로써 용접 시의 용융지의 유동성을 제어할 수 있고, 균열의 발생 인자인 포로시티의 분포 밀도를 저감시킬 수 있다.
본 발명은 상기 지견에 기초하여 완성한 것이다. 또한 본 발명에 관한 레이저 용접 조인트에는, 레이저 용접과 아크 용접을 조합한, 소위 레이저·아크 하이브리드 용접에 의하여 복수의 강판을 접합한 용접 조인트가 포함된다.
이하, 본 발명의 일 실시 형태에 관한 레이저 용접 조인트(이하, 간단히 용접 조인트라 함) 및 그 제조 방법에 대하여 설명한다. 또한 이하의 화학 조성의 설명에 있어서, 특별히 규정하지 않는 경우에는 각 원소의 함유량의 「%」 표시는 「질량%」를 의미한다.
본 실시 형태에 관한 용접 조인트는, 예를 들어 테일러드 블랭크재이며, 복수(예를 들어 2매)의 강판과, 해당 복수의 강판의 접합부에 형성되는 용접 금속을 갖는다. 복수의 강판은 레이저를 사용하여 맞댐 용접된다. 또한 본 실시 형태에 관한 용접 조인트에 프레스 성형을 실시함으로써 자동차 부품이 얻어진다.
또한 각 강판의 판 두께는 0.5㎜ 내지 4.0㎜이면 된다. 자동차 부품으로서 사용되는 경우에는 0.6㎜ 내지 2.5㎜이면 된다. 이하, 용접 조인트의 각 구성 요소에 대하여 상세히 설명한다.
1. 용접 금속의 평균 경도: 비커스 경도로 350 내지 540
용접 금속의 평균 경도가 비커스 경도(이하, HV라고도 기재함)로 540을 초과하면, 용접 금속 중의 포로시티나 산화물계 개재물의 분포 밀도를 적절히 제어하고 또한 프레스 성형 조건을 완화하더라도, 프레스 성형 시에 용접 금속에 있어서 균열이 발생하는 경우가 있다. 따라서 용접 금속의 평균 경도는 HV로 540 이하로 한다.
한편, 용접 금속의 평균 경도가 HV로 350 미만인 경우, 용접 금속 중의 포로시티나 산화물계 개재물의 분포 밀도에 관계없이 프레스 성형 시에 용접 금속에 있어서 균열은 거의 발생하지 않는다. 상술한 바와 같이 본 발명은 용접 금속에 있어서의 균열의 발생 방지를 목적으로 하므로, 본 발명은 용접 금속의 평균 경도가 HV로 350 이상인 용접 조인트를 대상으로 한다. 이 때문에 용접 금속의 평균 경도는 HV로 350 내지 540의 범위로 제한된다. 용접 금속의 평균 경도는 HV로 530 이하인 것이 바람직하고, HV로 520 이하인 것이 더욱 바람직하다.
또한 용접 금속의 평균 경도가 HV로 370 이상인 경우에 수소에 기인한 수소 균열이 보다 발생하기 쉬워진다. HV로 370 이상인 경우의 수소에 기인한 수소 균열을 방지하는 것을 과제로 하는 경우에는, 용접 금속의 평균 경도의 하한값을 HV로 370 이상으로 해도 된다.
평균 경도는 하기와 같이 하여 구한다.
먼저, 용접선의 연신 방향에 대하여 수직의 방향으로 용접 조인트를 절단하여 경도 측정용의 단면 시료를 제작한다. 그리고 단면 시료의 용접 금속의 4개소 이상의 경도를, 비커스 경도를 이용하여 500gf 이상의 하중으로 측정한다. 측정한 4개소 이상의 경도의 평균값을 산출하여 평균 경도로 한다. 측정 개소는 용접 금속의 표면으로부터 1/4t(t는 용접 조인트의 판 두께 방향에 있어서의 용접 금속의 두께)의 위치로 한다.
2. 용접 금속에 있어서의 직경 2㎛ 이상 50㎛ 이하의 포로시티의 분포 밀도: 5.0개/㎟ 이하
용접 금속 중에 존재하는 포로시티(공극)는 용접 금속이 응고될 때 형성되며, 비확산성 수소의 집적 사이트로 된다.
종래에는 비특허문헌 3에 기재되어 있는 바와 같이, 프레스 균열 방지를 위한 포로시티 제어에서는 X선 현미경으로 관찰 가능한 50㎛ 정도 이상의 포로시티의 제어가 행해져 왔다. 이는, 종래, 프레스 균열의 원인은 포로시티가 존재하는 것에 의한 용접부 단면적의 감소, 즉, 용접부의 국부 연성능의 저하에 의한 파단이라 생각되고 있었기 때문이다. 그러나 본 발명자들이 예의 검토한 결과, 직경 50㎛ 초과의 입경의 포로시티를 제어하더라도 직경 50㎛ 이하의 입경의 포로시티가 많은 경우에는, 프레스 성형 시에 용접 금속에 있어서 균열이 발생하기 쉬운 것을 알 수 있었다. 이는, 직경 2㎛ 내지 50㎛의 포로시티는 그 내부에 비확산성 수소가 집적됨으로써 내압이 향상되고, 프레스 성형 시에 용접 금속이 소성 변형될 때 해당 포로시티를 기점으로 하는 균열이 발생하기 때문이라 추정된다.
따라서 프레스 성형 시의 용접 금속의 균열을 억제하기 위해서는 직경 2㎛ 이상 50㎛ 이하의 포로시티의 분포 밀도를 제어하는 것이 중요하다.
그래서 본 실시 형태에 관한 용접 조인트에서는, 용접 금속 중에 있어서의 2㎛ 이상 50㎛ 이하의 포로시티의 분포 밀도를 5.0개/㎟ 이하, 바람직하게는 4.0개/㎟ 이하, 더욱 바람직하게는 3.0개/㎟ 이하로 제어함으로써 프레스 성형 시의 균열의 발생을 억제한다.
용접 금속 중에 있어서의 2㎛ 이상의 포로시티의 분포 밀도의 하한값은 특별히 한정되는 것은 아니지만, 0.01개/㎟ 미만으로서도 효과는 포화되기 때문에 0.01개/㎟를 하한값으로 해도 된다.
포로시티의 분포 밀도는 하기와 같이 하여 구한다.
먼저, 용접선의 연신 방향에 대하여 수직인 방향으로 용접 금속을 절단하고 절단면을 경면 연마한다. 경면 연마한 절단면을, 주사형 전자 현미경(SEM)에 의하여 2000배 이상의 배율로 1단면에 대하여 적어도 250000㎛2 이상의 영역을 관찰하여, 직경이 2㎛ 이상 50㎛ 이하인 포로시티의 개수를 헤아린다. 마찬가지의 관찰을 상기 단면과 상이한 2개 이상의 단면에 대하여 행한다. 그리고 포로시티의 개수를 관찰 면적으로 나눔으로써 포로시티의 분포 밀도로 한다. 단면 중의 관찰 위치는 특별히 지정하지 않지만, 확실히 용접 금속으로 판단되는 개소에 대하여 가능한 한 넓은 영역을 관찰하는 것으로 한다. 또한 경면 연마 후에 강판과 용접 금속부의 경계가 명확하지 않은 경우에는 사전에 에칭을 행하고 경계를 마킹해 두어, 용접 금속부를 확실히 판별할 수 있는 상태로 해 두는 것이 바람직하다.
또한 포로시티의 직경은, 포로시티의 면적을 구하고 그 면적을 원 상당 직경으로 환산함으로써 구한다.
3. 용접 금속에 있어서의 직경 3㎛ 이상의 산화물계 개재물의 분포 밀도: 0.1 내지 8.0개/㎟
직경 3㎛ 이상의 산화물 개재물은, 용접 직후의 용접 금속의 금속 격자 중에 존재하는 확산성 수소를 트랩하는 트랩 사이트로서 기능하기 때문에, 확산성 수소가 포로시티 내에 유입되는 것을 억제할 수 있다. 이것에 의하여, 포로시티 내의 비확산성 수소에 의한 내압을 억제하는 것이 가능해져 프레스 성형 시의 용접 금속의 균열을 방지하는 것이 가능해진다. 이 효과를 얻기 위하여, 본 실시 형태에 관한 용접 조인트에서는 직경 3㎛ 이상의 산화물계 개재물의 분포 밀도를 0.1개/㎟ 이상으로 한다. 직경 3㎛ 이상의 산화물계 개재물의 분포 밀도는 0.2개/㎟ 이상인 것이 바람직하고, 0.3개/㎟ 이상인 것이 더욱 바람직하다.
한편, 용접 금속에 있어서의 직경 3㎛ 이상의 산화물계 개재물의 분포 밀도가 8.0개/㎟를 초과하는 경우, 산화물계 개재물의 기점으로 되는 균열이 발생할 우려가 있다. 따라서 본 실시 형태에 관한 용접 조인트에서는, 용접 금속에 있어서의 직경 3㎛ 이상의 산화물계 개재물의 분포 밀도를 8.0개/㎟ 이하, 바람직하게는 6.0개/㎟ 이하, 더욱 바람직하게는 4.0개/㎟ 이하로 한다.
또한 산화물계 개재물은 특별히 한정되는 것은 아니지만, 알루미나로 대표되는 Al을 주성분으로서 함유하는 산화물, Si나 Mn을 주성분으로 하는 산화물, Mg를 주성분으로서 함유하는 산화물 및 산 황화물, Ti를 주성분으로서 함유하는 산화물, Ca를 주성분으로서 함유하는 산화물 및 산 황화물, REM(La, Ce 등)을 주성분으로서 함유하는 산화물 및 산 황화물, 또한 (Mg, Ti, Al) 산화물과 같이 상술한 원소를 복수 포함하는 산화물 등을 포함한다.
산화물계 개재물의 분포 밀도는 하기와 같이 하여 구한다.
먼저, 용접선의 연신 방향에 대하여 수직인 방향으로 용접 금속을 절단하고 절단면을 경면 연마한다. 경면 연마한 절단면을, 주사형 전자 현미경(SEM)에 의하여 2000배 이상의 배율로 1단면에 대하여 적어도 250000㎛2 이상의 영역을 관찰하여, 직경이 3㎛ 이상인 산화물계 개재물의 개수를 헤아린다. 마찬가지의 관찰을 상기 단면과 상이한 2개 이상의 단면에 대하여 행한다. 그리고 산화물계 개재물의 개수를 관찰 면적으로 나눔으로써 산화물계 개재물의 분포 밀도로 한다.
또한 산화물계 개재물의 직경은, 산화물계 개재물의 면적을 구하고 그 면적을 원 상당 직경으로 환산함으로써 구한다.
또한 용접 금속 중에는 산화물계 개재물 이외의 개재물이 존재하므로, SEM에 탑재한 EDS(에너지 분산형 X선 분광) 또는 WDS(파장 분산형 X선 분광)를 사용한 원소 분석을 행하고 그 판별을 행한다. 포로시티와 개재물의 판별에도 EDS 또는 WDS를 사용하는 것이 바람직하다.
4. 용접 금속의 화학 조성
이하, 본 실시 형태에 관한 용접 조인트의 용접 금속의 화학 조성과 그 한정 이유를 설명한다.
C: 0.05 내지 0.30%
C는 용접 중에 용접 금속에 고용되어, 용접 금속의 경도 및 금속 조직, 또한 레이저 용접 시의 용융지의 점성에 영향을 미치는 원소이다. 용접 금속은 레이저 용접에 의한 용융 후에 급랭되기 때문에 마르텐사이트 조직으로 되기 쉬우며, 그 경도는 C 함유량에 강하게 의존한다. C 함유량이 0.05% 미만이면, 용접 금속의 경도를 HV로 350 이상으로 하는 것이 곤란해진다. 상술한 바와 같이 본 발명은 용접 금속의 평균 경도가 HV로 350 이상인 용접 조인트를 대상으로 하고 있다. 따라서 C 함유량은 0.05% 이상으로 한다. 이러한 관점에서 C 함유량은 0.10% 이상, 0.15% 이상, 또는 0.20% 이상으로 해도 된다.
한편, 용접 금속 중의 C 함유량이 0.30%를 초과하면, 용접 금속의 경도가 HV로 540을 초과하기 쉬워져 프레스 성형 시에 용접 금속에 있어서 균열이 발생하기 쉬워진다. 따라서 C 함유량은 0.30% 이하로 한다. 이러한 관점에서 본 경우, C 함유량은 0.25% 이하인 것이 바람직하고, 0.20% 이하인 것이 보다 바람직하고, 0.15% 이하인 것이 보다 바람직하다.
Si: 0.005 내지 3.0%
Si는 상변태를 제어하여 강판의 금속 조직의 구성을 제어하는 효과를 가짐과 함께, 용접 금속 중의 확산성 수소량 및 포로시티의 형성에 영향을 미친다. 따라서 Si는 프레스 성형 시의 용접 금속에 있어서의 균열의 발생을 제어하기 위하여 중요하다. 용접 금속 중의 Si의 함유량이 3.0%를 초과하면, 이유는 명확하지 않지만 용접 중에 금속 격자 중에 도입되는 확산성 수소량이 높아진다. 이것에 의하여 프레스 성형 시에 용접 금속에 있어서 균열이 발생하기 쉬워진다. 또한 Si량이 높을수록 용접 시의 용융부의 유동성이 증가하고 미소한 포로시티양이 감소한다. 단, 이유는 명확하지 않지만 3.0%를 초과하면 반대로 포로시티양이 증가하는 경향으로 돌아선다. 이 때문에 Si의 합계 함유량은 3.0% 이하로 한다. 이러한 관점에서 본 경우, Si의 합계 함유량은 2.3% 이하인 것이 바람직하고, 2.0% 이하인 것이 보다 바람직하고, 1.7% 이하인 것이 보다 바람직하다.
한편, Si의 함유량이 0.005% 미만이면, 용접 금속 중의 산화물이 증가하여 프레스 성형 시에 균열이 발생할 가능성이 있다. 따라서 Si의 함유량은 0.005% 이상이며, 0.01% 이상인 것이 보다 바람직하고, 0.05% 이상인 것이 보다 바람직하다.
Al: 0.005 내지 1.0%
Al도 Si와 마찬가지로 상변태를 제어하여 강판의 금속 조직의 구성을 제어하는 효과를 가짐과 함께, 용접 금속 중의 확산성 수소량에 영향을 미침으로써, 프레스 성형 시의 용접 금속에 있어서의 균열의 발생 거동에 영향을 미친다. 용접 금속 중의 Al의 함유량이 1.0%를 초과하면, 이유는 명확하치 않지만 용접 중에 금속 격자 중에 도입되는 확산성 수소량이 높아지는 경향이 있다. 이것에 의하여 프레스 성형 시에 용접 금속에 있어서 균열이 발생하기 쉬워진다. 이 때문에 Al의 함유량은 1.0% 이하로 한다. 이러한 관점에서 본 경우, Al의 함유량은 0.8% 이하인 것이 바람직하고, 0.6% 이하인 것이 보다 바람직하고, 0.4% 이하인 것이 보다 바람직하다.
한편, Al의 함유량은 0.005% 이상이면 된다. 그러나 Al의 함유량이 0.005% 미만이면 용접 금속 중의 산화물이 증가하여 프레스 성형 시에 균열이 발생할 가능성이 있다. 이러한 관점에서 본 경우, Al의 함유량은 0.005% 이상으로 하는 것이 바람직하고, 0.1% 이상인 것이 보다 바람직하고, 0.5% 이상인 것이 보다 바람직하다.
Mn: 0.5 내지 6.0%
Mn은 금속 조직을 제어하기 위하여 강판에 함유되며, 그 결과, 용접 금속에 함유되는 원소이다. Mn의 함유량이 0.5% 미만이면 ?칭성이 크게 저하되어, C를 다량으로 포함하고 있더라도 용접 금속의 경도를 안정적으로 HV로 350 이상으로 하는 것이 어려워진다. 본 발명은 용접 금속의 평균 경도가 HV로 350 이상인 용접 조인트를 대상으로 하고 있다. 따라서 Mn 함유량은 0.5% 이상, 바람직하게는 1.0% 이상, 보다 바람직하게는 1.5% 이상으로 한다.
한편, 용접 금속의 Mn 함유량이 6.0%를 초과하면, 용접 금속이 취화되어 용접 금속에 있어서 균열이 발생하는 경우가 있다. 따라서 Mn 함유량은 6.0% 이하, 바람직하게는 4.0% 이하, 보다 바람직하게는 2.0% 이하로 한다.
P: 0 초과 내지 0.04%
P는 조인트를 구성하는 강판의 강도 확보를 위하여 사용되는 경우가 있다. 그러나 P는 용접부를 취화시키는 원소이며, P의 함유량이 0.04%를 초과하면, 포로시티의 분포나 확산성 수소량의 제어에 관계없이 균열을 발생시킨다. 이 때문에 그 상한을 0.04%, 바람직하게는 0.03%로 한다.
하한은 0% 초과이면 되지만, 과도한 저감은 정련 비용 등의 제조 비용 증가로 이어지므로 하한을 0.0001%로 해도 된다.
S: 0 초과 내지 0.01%
S는 용접 시의 용접 금속(용융 금속)의 유동성을 높이고 포로시티양을 저감시킬 수 있는 원소이지만, 한편, 용접부를 취화시키는 원소이다. S의 함유량이 0.01%를 초과하면, 포로시티의 분포나 산화물계 개재물의 분포 밀도의 제어에 관계없이 균열을 발생시키기 때문에 그 상한을 0.01%로 한다.
하한은 0% 초과이면 되지만, 과도한 저감은 정련 비용 등의 비용 증가로 이어지므로 하한을 0.0001%로 해도 된다.
N: 0 초과 내지 0.01%
N은 조인트를 구성하는 강판의 조직 제어에 사용되는 원소이며, 용접 금속의 입경 미세화의 효과를 갖는다. 그러나 N양이 0.01%를 초과하면, 용접 금속 중의 조대 질화물의 형성 등에 의하여 취화 경향이 강해지기 때문에 그 상한을 0.01%로 한다. 하한은 0% 초과이면 되지만, 과도한 저감은 정련 비용 등의 비용 증가로 이어지므로 하한을 0.0001%로 해도 된다.
O: 0 초과 내지 0.01%
O는 용접 금속 중의 산화물계 개재물의 분포에 영향을 미치는 원소이다. 함유량이 0.01%를 초과하면, 산화물계 개재물의 밀도가 증가하고, 프레스 성형 중에 있어서 산화물계 개재물에서 전파되는 균열이 일어난다. 이 때문에 그 상한을 0.01%로 한다.
용융지 유동성 지표 α: 0.3 내지 3.0
C, Si 및 S는 용접 시의 용융지(용융 금속)의 유동성에 영향을 미치는 원소이다. 구체적으로는 Si 및 S는 그 함유량이 많을수록 용융지의 유동성이 향상된다. 한편, C는 그 함유량이 적을수록 용융지의 유동성이 향상된다.
본 실시 형태에 관한 용접 조인트에서는, C, Si 및 S가 용융지의 유동성에 미치는 영향의 크기를 고려하여 얻어진 하기 (1) 식으로 표시되는 용융지 유동성 지표 α가 0.3 내지 3.0으로 되도록 용접 금속의 성분을 제어한다.
또한 Si, S, C는 용접 금속에서의 각 원소의 함유량(질량%)을 의미한다.
용융지 유동성 지표 α=Si+200×S-2.7×C … (1) 식
용융지 유동성 지표 α가 0.3 미만인 경우, 용접 시에 용융지에 혼입되는 공기가, 용융지가 굳기 전에 외부로 배출되기 어려워지기 때문에, 용융 금속에 있어서의 포로시티의 분포 밀도가 증가해 버려 프레스 성형 시의 용접 금속의 균열이 발생하기 쉬워진다. 따라서 용융지 유동성 지표 α는 0.3 이상이며, 0.4 이상이 바람직하고, 0.8 이상이 더욱 바람직하다.
한편, 용융지 유동성 지표 α가 3.0을 초과하는 경우, 포로시티 분포 밀도가 증가하는 경향으로 된다. 이 이유는 명확하지 않지만, 용접 시에 용접 금속 중에 도입되는 기체의 양이 증가해 있을 가능성이 있다. 따라서 용융지 유동성 지표 α는 3.0 이하이며, 2.5 이하인 것이 바람직하고, 1.8 이하인 것이 더욱 바람직하다.
용접 금속에는 상기 원소 외에, 하기에 나타내는 Cr, Ni, Mo, Cu, Nb, Ti, V, Ca, REM 및 B의 군에서 선택되는 1종 이상을 함유시켜도 된다.
Cr: 0 내지 5.0%
Ni: 0 내지 10.0%
Mo: 0 내지 1.0%
Cr, Ni 및 Mo는 금속 조직을 제어하기 위하여 강판에 함유되며, 그 결과, 용접 금속에 함유되는 원소이다.
Cr, Ni, Mo의 하한값은 0%이지만, 첨가하는 효과를 확실히 얻기 위해서는 0.0001%를 하한값으로 하는 것이 바람직하다.
한편, 용접 금속의 Cr 함유량이 5.0%를, Ni 함유량이 10.0%를, Mo 함유량이 1.0%를 각각 초과하면, 용접 금속이 취화되어 용접 금속에 있어서 균열이 발생하는 경우가 있다. 따라서 Cr 함유량은 5.0% 이하, Ni 함유량은 10.0% 이하, Mo 함유량은 1.0% 이하로 한다.
(Ms≥250)
Cr, Ni, Mo의 함유량이 상기 범위 내이더라도 하기 (2) 식으로 표시되는 용접 금속의 Ms점이 250℃ 미만으로 되면, 프레스 성형 시에 용접 금속에 있어서 균열이 발생하는 경우가 있다. 이 원인은 명확하지 않지만, 용접 금속의 금속 조직의 구성이 영향을 미치고 있을 가능성이 있다. 즉, Ms점이 250℃ 미만으로 되면, 용접 금속 중의 마르텐사이트 중 bct 구조의 마르텐사이트 비율이 높아진다. 이것에 의하여 용접 금속에 있어서 균열이 발생하기 쉬워질 가능성이 있다. 따라서 Cr, Ni 및 Mo의 군에서 선택되는 1종 이상을 용접 금속에 함유시키는 경우에는, 하기 (2) 식에 의하여 표시되는 Ms의 값이 250 이상으로 되도록 각 원소의 함유량을 결정하는 것이 바람직하고, 280 이상으로 되도록 각 원소의 함유량을 결정하는 것이 더욱 바람직하다.
Ms=561-474×C-33×Mn-17×Ni-17×Cr-21×Mo … (2) 식
단, (2) 식에 있어서, 각 원소 기호는 용접 금속에 포함되는 각 원소의 함유량(질량%)을 나타내며, 함유되지 않는 경우에는 0으로 한다.
Cu: 0 내지 1.0%
Cu는 후술하는 바와 같이 금속 조직의 구성을 제어하기 위하여 강판에 함유되며, 그 결과, 용접 금속에 함유되는 원소이다. 그러나 Cu 함유량이 1.0%를 초과하면 용접 금속이 취화되어, 용접 조인트를 프레스 성형할 때 균열이 발생하는 경우가 있다. 따라서 Cu 함유량은 1.0% 이하로 하는 것이 바람직하다. Cu의 하한값은 0%이지만, 첨가하는 효과를 확실히 얻기 위해서는 0.0001%를 하한값으로 하는 것이 바람직하다.
Nb, Ti 및 V: 합계로 0 내지 0.2%
Nb, Ti 및 V는 석출 강화 원소로서 강판의 강도를 향상시키는 효과를 가지며, 레이저 용접 후의 용접 금속 중의 결정립과 용접 열 영향부의 결정립을 미세화하기 위하여 사용된다. 그러나 Nb, Ti 및 V의 합계 함유량이 0.2%를 초과하면, 용접 금속 중에 있어서 산화물을 형성하고, 해당 산화물이 프레스 성형 시에 균열의 기점으로 될 우려가 있다. 따라서 Nb, Ti 및 V의 합계 함유량은 0.2% 이하로 하는 것이 바람직하다. Nb, Ti 및 V의 합계 함유량의 하한값은 0%이지만, 첨가하는 효과를 확실히 얻기 위해서는 0.0001%를 하한값으로 하는 것이 바람직하다.
Ca 및 REM: 합계로 0 내지 0.01%
Ca 및 REM은, 용접 조인트의 소재 강판 및 용접 금속에 있어서 균열의 기점으로 될 수 있는 개재물을 제어하는 효과를 갖는다. 그러나 Ca 및 REM의 합계 함유량이 0.01%를 초과하면, 용접 금속 중에 있어서 산화물을 형성하고, 해당 산화물이 프레스 성형 시에 균열의 기점으로 될 우려가 있다. 따라서 Ca 및 REM의 합계 함유량은 0.01% 이하로 하는 것이 바람직하다. Ca 및 REM의 합계 함유량의 하한값은 0%이지만, 첨가하는 효과를 확실히 얻기 위해서는 0.0001%를 하한값으로 하는 것이 바람직하다.
또한 「REM」란, Sc, Y 및 란타노이드의 합계 17원소의 총칭이며, REM의 함유량은 REM 중 1종 이상의 원소의 합계 함유량을 의미한다. 또한 「란타노이드」란, La로부터 Lu까지의 합계 15원소의 총칭이다.
B: 0 내지 0.01%
B는 용접 금속의 강도 및 인성을 향상시키는 효과를 갖는다. 그러나 B 함유량이 0.01%를 초과하면, 용접 금속 중에 있어서 붕화물을 형성하고, 해당 붕화물이 프레스 성형 시에 균열의 기점으로 될 우려가 있다. 따라서 B 함유량은 0.01% 이하로 하는 것이 바람직하다. B의 하한값은 0%이지만, 첨가하는 효과를 확실히 얻기 위해서는 0.0001%를 하한값으로 하는 것이 바람직하다.
잔부: Fe 및 불순물
본 실시 형태에 관한 용접 조인트의 용접 금속은, 예를 들어 상기 원소를 함유하고, 잔부는 Fe 및 불순물을 포함한다. 「불순물」이란, 강재를 공업적으로 제조할 때 광석, 스크랩 등의 원료 및 그 외의 요인에 의하여 혼입되는 성분을 의미한다. 또한 후술하는 바와 같이 용접 조인트의 소재 강판으로서 도금 강판을 사용하는 경우에는 도금 재료의 원소가 불순물로서 용접 금속에 포함된다.
또한 본 실시 형태에 관한 용접 조인트의 용접 금속은 Fe가 용접 금속의 주된 성분으로 된다. 용접 금속 중의 Fe 함유량이 90% 미만이면, 상술한 (2) 식에서 산출되는 용접 금속의 Ms점을 250℃ 이상으로 하는 것이 곤란해진다. 따라서 Fe 함유량은 90% 이상인 것이 바람직하다.
5. 용접 금속의 화학 조성을 구하는 방법
용접 금속의 화학 조성은 이하와 같이 하여 구한다. 먼저, 용접 조인트로부터 용접 금속만을 절단하여 시료를 잘라 내거나, 연마에 의하여 용접부를 현출시킨다. 이 시료에 대하여, JIS G0321(2010)의 표 1에 기재된 규격에 따라 정량 분석을 행한다. 이것에 의하여 용접 금속의 화학 조성을 구할 수 있다.
6. 복수의 강판의 평균 조성
용접 금속의 화학 조성은, 해당 용접 금속을 통해 서로 접합된 복수의 강판(모재)의 평균 조성 및 용접 조건에 좌우된다. 따라서 복수의 강판의 평균 조성은 상술한 용접 금속의 화학 조성의 범위인 것이 바람직하다. 또한 용접 시에 용접 와이어나 인서트 메탈을 사용함으로써, 복수의 강판의 평균 조성이 상술한 용접 금속의 화학 조성의 범위가 아니더라도 용접 금속의 화학 조성을 조절하는 것이 가능하다. 산소량에 대해서는, 용접 조건을 조정함으로써 원하는 범위로 하는 것이 가능하다.
7. 강판의 평균 조성을 구하는 방법
복수의 강판의 평균 조성은, 각 원소의 평균 함유량을 하기 식에 의하여 산출하여 구한다.
Figure pct00001
단, 상기 (3) 식에 있어서, Xave는 임의의 원소 X의 평균 함유량을 나타내고, tk는 n매의 강판 중 k번째의 강판의 판 두께를 나타내고, Xk는 상기 k번째의 강판에 포함되는 원소 X의 함유량을 나타낸다.
예를 들어 용접 조인트가 2매의 강판(이하, 강판 A, B라 함)을 레이저 용접한 것인 경우, 강판 A의 임의의 원소 X의 함유량을 XA, 판 두께를 tA, 강판 B의 원소 X의 함유량을 XB, 판 두께를 tB라 하면, 2매의 강판 A, B의 원소 X의 평균 함유량 Xave는 하기 (4) 식에 의하여 구할 수 있다. 그리고 각 원소에 대하여 평균 함유량을 산출하여 2매의 강판의 평균 조성을 구할 수 있다.
Xave=(tA·XA+tB·XB)/(tA+tB) (4) 식
각 강판의 조성 분석은 JIS G0321(2010)의 표 1에 기재된 규격에 따라 시료 준비 및 정량 분석을 행한다. 이와 같이 하여 강판의 조성 분석을 할 수 있다.
8. 강판의 표면 처리
본 실시 형태에 관한 용접 조인트에 있어서는, 상술한 구성을 갖는 강판의 표면에 도금 처리를 실시해도 된다. 용접 조인트의 소재로서 도금 강판을 사용함으로써 용접 금속의 확산성 수소량을 저감시킬 수 있다. 이 이유는, 용접열에 의하여 증발한 도금 성분이 기체 상태에서 용융 금속부를 실드하고, 그 결과, 용융 금속 주위의 공간에 존재하는 수분의, 용융 금속 중으로의 침입을 억제하기 때문이라 추정된다. 따라서 용접 조인트를 구성하는 복수의 강판 중 적어도 하나를 도금 강판으로 하는 것이 바람직하고, 전부를 도금 강판으로 하는 것이 보다 바람직하다. 도금의 종류는 특별히 한정되지 않으며, 용융 도금, 합금화 용융 도금 및 전기 도금 등의 다양한 도금을 이용할 수 있다. 또한 도금의 두께도 특별히 한정되지 않는다. 도금 재료로서는, 예를 들어 Zn, Ni, Al, Fe 및 Sn을 사용할 수 있다. 또한 합금 도금을 이용해도 된다. 구체적으로는 Zn-Sn, Zn-Al-Mg 또는 Zn-Al-Mg-Si 등의 조성을 갖는 합금 도금을 이용해도 된다. 또한 용접 조인트의 소재 강판으로서 도금 강판을 사용하는 경우에는 도금 재료의 원소가 불순물로서 용접 금속의 화학 조성에 포함되는 경우가 있다.
9. 용접 금속 중의 확산성 수소량(mass ppm): 「3.570-0.0066×HVWM」 이하
상술한 바와 같이, 용접 조인트의 프레스 가공 시의 용접 금속 균열은, 비확산성 수소의 집적에 의하여 내압이 높아진 포로시티를 기점으로 하는 균열이라 생각된다. 따라서 포로시티 내의 비확산성 수소를 규정할 수 있으면 용접 조인트의 프레스 가공 시의 용접 금속 균열을 억제할 수 있을 것이다. 그러나 포로시티 내의 비확산성 수소를 측정하는 것은 비현실적이다. 본 발명자들은, 포로시티 내의 비확산성 수소는 금속 격자 중의 확산성 수소에, 다소의 시간차는 있지만 서로 상관을 갖는 것을 발견하였다.
보다 상세히 설명하자면, 도 2a에 도시한 바와 같이, 용접 직후에는 용접 시의 대기 중의 H2O의 해리에 의하여 확산성 수소가 금속 격자 중에 과잉으로 잔류한 상태에 있다. 그 후, 이들 확산성 수소는, 확산 초기 단계를 도시하는 도면 2b에 도시한 바와 같이, (1) 강판 표면으로부터 배출되고, (2) 포로시티 내부에 집적되고, 또는 (3) 산화물계 개재물에 트랩된다. 또한 그 후, 확산 후기 단계를 도시하는 도면 2c에 도시한 바와 같이, 포로시티 내부에 집적된 비확산성 수소에 대해서도 시간의 경과와 함께 금속 격자 외부로 배출된다. 따라서 확산 초기 단계 및 확산 후기 단계에서는, 포로시티 내의 비확산성 수소의 양은 금속 격자 중의 확산성 수소의 양에 상관한다.
또한 용접 금속 중에 있어서의 확산성 수소량이 일정한 경우에는 용접 금속의 경도가 클수록 용접 금속에 있어서 균열이 발생하기 쉬워진다. 달리 말하면, 용접 금속에 있어서의 균열의 발생을 방지할 수 있는 확산성 수소량의 한계값(한계 확산성 수소량)은 용접 금속의 경도가 클수록 작아진다.
그래서 본 발명자들은, 용접 후에 10 내지 100℃의 온도 영역에서 규정 유지 시간 t=7000×C-400(min)을 유지한 후에 측정하여 얻어지는 용접 금속 중의 확산성 수소량 CH(mass ppm)의 양이 하기 (5) 식을 만족시키고 있으면, 용접 조인트의 프레스 가공 시의 용접 금속 균열을 적합하게 억제할 수 있는 것을 발견하였다.
CH≤3.570-0.0066×HVWM … (5) 식
여기서, HVWM은 용접 금속의 비커스 경도에서의 평균 경도이다.
규정 유지 시간 t는, 도 2c에 도시하는 확산 후기 단계에 들어가 확산성 수소량이 감소하고, 또한 그 감소에 부수되는 포로시티 내부의 수소량이 감소할 때까지 필요한 시간으로서, 7000×C-400(min) 이상이면 된다.
또한 용접 금속 중의 수소는 확산성 수소와 비확산성 수소로 크게 구별된다. 용접 금속 중의 확산성 수소량은 승온 탈리법을 이용하여 산출할 수 있다. 구체적으로는, 예를 들어 용접 금속을 100℃/h로 실온으로부터 200℃까지 가열했을 때 용접 금속으로부터 방출되는 수소량을 가스 크로마토그래프에 의하여 측정하고, 측정한 수소량으로부터 확산성 수소량을 산출할 수 있다.
10. 용접 금속의 주된 금속 조직: bcc(체심 입방) 구조의 마르텐사이트
용접 금속의 금속 조직은 프레스 성형 시의 균열 거동에 영향을 미치는 인자이다. 원인은 명확하지 않지만 본 발명자들의 조사 결과, 용접 금속의 주된 금속 조직이 bct(체심 정방) 구조의 마르텐사이트이면, 프레스 성형 시에 용접 금속에 있어서 균열이 발생하기 쉬워지는 것을 알 수 있었다. 그 때문에 용접 금속의 주된 금속 조직은 bcc 구조의 마르텐사이트인 것이 바람직하다. bcc 구조의 마르텐사이트로서는 탄화물이 존재하지 않는 마르텐사이트여도 되고, 철 탄화물이 석출된 템퍼링 마르텐사이트여도 된다. 잔부 조직은 베이나이트 및 잔류 오스테나이트의 1종 또는 2종이어도 된다.
여기서 주된 금속 조직이란, 면적률로 80% 이상의 금속 조직을 말한다. 용접 금속의 금속 조직은 bcc(체심 입방) 구조의 마르텐사이트를 면적률로 90% 이상 갖는 것이 바람직하다. 또한 금속 조직은, 예를 들어 SEM 또는 투과형 전자 현미경(TEM)에 의하여 관찰함으로써 특정할 수 있다. 또한 마르텐사이트의 결정 구조는, 예를 들어 X선 회절법에 의하여 특정할 수 있다. 구체적으로는 X선 회절법에 의하여 {100}면의 a 축과 c 축의 격자 상수를 측정하고, 축비 c/a로부터 입방정(bcc)인지 정방정(bct)인지를 판단한다. c/a값이 1.007 이하인 경우를 마르텐사이트의 구조가 bcc 구조인 것으로 한다.
11. 용접 조인트의 제조 조건
본 발명자들은 상술한 구성을 갖는 용접 조인트를 제조하기 위한 바람직한 조건에 대하여 다양한 연구를 행하였다. 구체적으로는 용접 금속 중의 확산성 수소량 및 포로시티양을 제어하기 위한 방법에 대하여 연구를 행하였다. 그 결과, 용접 분위기의 절대 습도, 용접 속도, 및 성형 전의 용접 조인트의 열처리 조건을 적절히 설정함으로써, 용접 금속 중의 확산성 수소량 및 포로시티양을 제어할 수 있는 것을 알 수 있었다. 이하, 용접 조인트의 제조 조건에 대하여 상세히 설명한다.
용접 분위기의 절대 습도: 5g/㎥ 내지 25g/㎥
레이저 용접 시의 절대 습도는 용접 금속 중의 확산성 수소량에 영향을 미친다. 구체적으로는, 절대 습도가 25g/㎥를 초과하면, 용접 금속 중의 확산성 수소량이 과대해져 프레스 성형 전에 용접 금속에 있어서 지연 파괴가 발생하는 경우가 있다. 또한 절대 습도가 25g/㎥를 초과하면, 프레스 성형 전에 소정 시간의 열처리를 행했다고 하더라도 용접 금속에 잔류하는 확산성 수소량을 충분히 저감시킬 수 없다. 이 때문에 프레스 성형 전에 지연 파괴가 발생하지 않는 경우에도 프레스 성형 시에 균열이 발생하기 쉬워진다. 이 때문에 레이저 용접 시의 절대 습도는 25g/㎥ 이하로 하며, 바람직하게는 20g/㎥ 이하로 한다.
한편, 절대 습도가 5g/㎡ 미만이면, 수소를 트랩함으로써 포로시티 내로의 수소의 집적을 방해하는 효과가 있는 산화물계 개재물의 분포 밀도가 적어진다. 이는, 습분의 감소에 의하여, 용접 중에 일어나는 H2O의 해리 반응(H2O→2H+O)에 의하여 발생하는 O 원자의 양이 감소하고, 그 결과, 용융 금속과 산화 반응하는 O의 양이 감소했기 때문이라 생각된다. 따라서 절대 습도는 5g/㎡ 이상이며, 7g/㎡ 이상인 것이 바람직하고, 10g/㎡ 이상인 것이 더욱 바람직하다.
용접 속도: 8m/min 이하
레이저 용접 속도는 용접 금속의 확산성 수소량과 포로시티양에 영향을 미치는 인자이다. 레이저 용접 속도가 8m/min을 초과하면, 용접 금속의 확산성 수소량 및/또는 포로시티양이 높아져 용접 금속에 있어서 균열이 발생하기 쉬워진다. 이 때문에 레이저 용접 속도는 8m/min 이하이며, 6m/min 이하인 것이 바람직하고, 5m/min 이하인 것이 더욱 바람직하다.
용접 종료 후 및 프레스 성형 전의 용접 조인트의 유지 온도: 10 내지 100℃
레이저 용접 종료 후 및 프레스 성형 전에 있어서, 용접 금속 중의 확산성 수소량을 저감시키기 위하여 용접 조인트를 소정의 온도로 유지한다. 유지 온도가 10℃ 미만이면 확산성 수소량을 충분히 저감시킬 수 없고, 유지 온도가 100℃를 초과하면 용접 금속 이외의 강판의 기계적 특성이 변화되어 버린다. 이 때문에 레이저 용접 종료 후 및 프레스 성형 전에 있어서의 용접 조인트는 10 내지 100℃의 온도 영역에서 유지하는 것이 바람직하다. 유지 온도는 20℃ 이상인 것이 바람직하고, 80℃ 이하인 것이 바람직하다.
용접 종료 후 및 프레스 성형 전의 용접 조인트의 유지 시간(min): 「7000×C-400」 이상
레이저 용접 종료 후 및 프레스 성형 전에 있어서의 용접 조인트의 10 내지 100℃의 온도 영역에서의 유지 시간(min)은 용접 금속 중의 확산성 수소량에 영향을 준다. 상기 유지 시간이 「7000×C-400」 미만이면, 용접 금속 중의 확산성 수소량을 충분히 저감시킬 수 없어 프레스 성형 시에 용접 금속에서 균열이 발생하기 쉬워진다{단, C는 용접 금속에 있어서의 C 함유량(질량%)을 나타냄}. 그래서 하기 (6) 식을 만족시키도록 유지 시간 t를 설정하고, 보다 바람직하게는 하기 (7) 식을 만족시키도록 유지 시간 t를 설정한다.
t(min)≥7000×C-400 … (6) 식
t(min)≥8000×C-400 … (7) 식
레이저 용접 종료 후로부터 프레스 성형 전에 있어서의 용접 조인트의 10 내지 100℃의 온도 영역에서의 유지 시간(min)이 60분까지의 동안에는, 용접 금속 중의 확산성 수소량이 낮더라도 프레스 성형 시에 용접 금속에서 균열이 발생하는 경우가 있다. 이 이유는 명확하지 않지만, 유지 시간이 60분까지의 동안에는 용접 금속 중의 수소 농도가 편재되어 있어, 확산성 수소량의 평균값이 낮더라도 국소적으로 수소 농도가 높은 영역이 존재하는 경우도 있기 때문이라 추측된다. 따라서 유지 시간 t는, 상기 (6) 식 또는 (7) 식에 의한 하한값 설정에 추가하여 60분, 바람직하게는 100분, 보다 바람직하게는 180분의 하한 설정을 해도 된다.
또한 상술한 용접 조건 이외의 조건에 대해서는 특별히 한정되지 않는다. 그러나 용접 시의 강판 사이의 간극, 레이저의 초점 이탈량, 및 레이저의 펄스 폭 등의 각종 조건은 포로시티 형성에 영향을 미치는 것이 알려져 있다. 따라서 상기 각종 조건은, 사용하는 레이저의 종류 및 출력 등에 따라 적절히 설정한다. 레이저 발진기의 종류도 특별히 한정되지 않는다. 예를 들어 파이버 레이저, YAG 레이저, 디스크 레이저, 반도체 레이저, 탄산 가스 레이저(CO2 레이저) 등의 발진기를 사용할 수 있다. 또한 용접 와이어를 사용한, 소위 레이저·아크 하이브리드 용접에 의하여 복수의 강판을 접합해도 된다. 또한 판 두께의 조합에 대해서도 특별히 한정되지 않는다. 단, 용접되는 강판의 판 두께 차가 2㎜를 초과하면, 용접 금속에 변형이 집중되기 쉬워져 균열이 발생하기 쉬워진다. 따라서 용접되는 강판의 판 두께 차는 2㎜ 이하인 것이 바람직하다.
실시예
이하, 실시예에 의하여 본 발명을 보다 구체적으로 설명하지만, 본 발명은 이들 실시예에 한정되는 것은 아니다.
먼저, 하기 표 1에 나타내는 화학 조성 및 인장 강도를 갖고, 폭 25㎜ 및 길이 250㎜의 강판 A 내지 Z를 각각 복수 매 준비하였다. 또한 강판 I에 대해서는 3종류의 판 두께(1.0㎜, 1.2㎜ 및 1.6㎜)의 강판을 준비하고, 다른 강판의 판 두께는 1.2㎜로 하였다. 강판 F는 냉연 강판에 합금화 용융 아연 도금을 실시한 도금 강판(GA)이고, 강판 J는 냉연 강판에 용융 아연 도금을 실시한 도금 강판(GI)이며, 다른 강판은 냉연 강판(CR)이다.
Figure pct00002
다음으로, 강판 A 내지 Z로부터 적절히 2매의 강판을 선택하고 YAG 레이저를 사용하여 맞댐 용접하여, 중앙부에 직선상의 용접선을 갖는 폭 50㎜ 및 길이 250㎜의 용접 조인트 1 내지 57을 제작하였다. 이어서, 용접 조인트 1 내지 57에 열처리(30℃에서 소정 시간 유지)를 실시하였다.
하기의 표 2, 표 3에 하기 항목을 나타낸다.
(a) 「강판의 조합」
(b) 「판 두께(㎜)」
(c) 「용접 금속의 화학 조성(질량%)」
(d) 「강판의 Ms」
(e) 「지표 α」 … Si+200S-2.7C로 표시되는 용융지 유동성 지표
Figure pct00003
Figure pct00004
하기의 표 4, 표 5에 하기 항목을 나타낸다.
(f) 「용접 속도(m/min)」
(g) 「절대 습도(g/㎥)」 … 용접 분위기의 절대 습도
(h) 「유지 시간(min)」 … 용접 종료 후 및 프레스 성형 전에 있어서의, 30℃에서의 용접 조인트의 유지 시간
(i) 「규정 유지 시간(min)」 … t=7000×C-400으로 구해지는 시간
(j) 「용접 금속의 산소량(질량%)」 … 용접 종료 후의 산소량
또한 본 실시예에서는 용접 와이어나 인서트 메탈을 사용하고 있지 않기 때문에, 용접 금속의 화학 조성은 산소를 제외하고 강판의 평균 조성과 거의 동일하였다.
Figure pct00005
Figure pct00006
그 후, 각 용접 조인트 1 내지 57에 대하여, 후술하는 드로우 벤드 시험을 행하고 용접 금속에 있어서의 균열의 발생 유무를 조사하였다. 하기 표 6, 표 7에 하기 항목에 대하여 나타낸다.
(k) 「HVWM(HV)」 … 용접 금속의 평균 경도
(l) 「포로시티 분포 밀도(개/㎟)」 … 용접 금속 중의 직경 2㎛ 이상 50㎛ 이하의 포로시티의 분포 밀도
(m) 「개재물 분포 밀도(개/㎟)」 … 용접 금속 중의 직경 3㎛ 이상의 산화물계 개재물의 분포 밀도
(n) 「CH(mass ppm)」 … 용접 금속 중의 확산성 수소량 CH
(o) 「(5) 식의 우변값」 … 3.57-0.0066×HVWM의 값
(p) 「마르텐사이트의 결정 구조」 … 용접 금속 중의 마르텐사이트의 결정 구조
(q) 「균열의 유무」 … 유지 시간 경과 시에 행한 드로우 벤드 시험에 의한 균열의 유무
또한 모든 용접 조인트 1 내지 57에 있어서, 주된 금속 조직은 마르텐사이트였다. 표 6, 표 7에 있어서, 마르텐사이트의 결정 구조를 bcc로 나타내고 있는 용접 조인트에 대해서는 용접 금속의 주된 금속 조직이 bcc 구조의 마르텐사이트 조직이었던 것을 의미하고, bct로 나타내고 있는 용접 조인트는 용접 금속의 주된 금속 조직이 bct 구조의 마르텐사이트 조직이었던 것을 의미한다.
또한 마르텐사이트의 결정 구조는 X선 회절법에 의하여 특정하였다. 구체적으로는 X선 회절법에 의하여 {100}면의 a 축과 c 축의 격자 상수를 측정하고, 축비 c/a로부터 입방정(bcc)인지 정방정(bct)인지를 판단하였다. c/a값이 1.007 이하인 경우를 마르텐사이트의 구조가 bcc 구조인 것으로 하였다.
Figure pct00007
Figure pct00008
또한 용접 금속의 화학 조성은, 상술한 「5. 용접 금속의 화학 조성을 구하는 방법」에서 설명한 방법으로 구하였다. 용접 금속의 평균 경도(HV)는 이하와 같이 하여 구하였다. 먼저, 용접선의 연신 방향에 대하여 수직인 방향으로 용접 조인트를 절단하여 경도 측정용의 단면 시료를 제작하였다. 그리고 단면 시료의 용접 금속의 4개소의 경도를, 비커스 경도를 이용하여 500gf 이상의 하중으로 측정하였다. 측정한 4개소의 경도의 평균값을 산출하여 평균 경도로 하였다. 측정 개소는 용접 금속의 표면으로부터 1/4t(t는 용접 조인트의 판 두께 방향에 있어서의 용접 금속의 두께)의 위치로 하였다.
용접 금속 중의 직경 2㎛ 내지 50㎛의 포로시티의 분포 밀도는 이하와 같이 하여 구하였다. 먼저, 용접선의 연신 방향에 대하여 수직인 방향으로 용접 조인트를 절단하고 절단면을 경면 연마한다. 경면 연마한 절단면 중 용접 금속에 상당하는 부분을 SEM에 의하여 관찰하여 직경이 2㎛ 내지 50㎛인 포로시티의 개수를 헤아렸다. 그리고 포로시티의 개수를 관찰 면적으로 나눔으로써 포로시티의 분포 밀도로 하였다. 또한 SEM 관찰은, 관찰 면적이 5㎟ 이상으로 되도록 상이한 3개 이상의 단면에 대하여 행하였다. 또한 포로시티는 다양한 형상을 갖고 있으므로, 동일한 면적의 원 상당 직경으로서 평가하였다.
용접 금속 중의 직경 3㎛ 이상의 산화물계 개재물의 분포 밀도는, 상기 포로시티 관찰과 동일한 시료를 사용하여, 경면 연마한 절단면을 SEM에 의하여 관찰하여 원 상당 직경이 3㎛ 이상인 산화물계 개재물의 개수를 헤아렸다. SEM 관찰은, 관찰 면적이 5㎟ 이상으로 되도록 상이한 3개 이상의 단면에 대하여 행하였다. SEM상만으로부터 포로시티와 개재물의 판별을 할 수 없는 것에 대해서는, SEM에 탑재된 EDS를 사용하여 산소 및 다른 원소의 분석을 행하여, 개재물을 구성하는 원소가 인정되지 않는 것에 대해서는 포로시티로 판단하였다.
용접 금속에 포함되는 확산성 수소량은 이하와 같이 하여 측정하였다. 먼저, 각 용접 조인트로부터 확산성 수소량 측정용으로서, 용접 금속을 포함하는 시료를 잘라 내었다. 잘라 낸 시료를 100℃/h의 승온 속도로 가열하였다. 그리고 실온으로부터 200℃까지 가열할 때 시료로부터 방출된 수소를 가스 크로마토그래프에 의하여 측정하여, 표 6, 표 7에 나타내는 확산성 수소량 CH로 하였다. 또한 용접 전의 강판에 포함되는 수소는 무시할 수 있을 정도의 소량이므로, 본 실시예에서는, 강판에는 수소가 포함되어 있지 않고 용접 금속에만 수소가 포함된다고 가정하였다. 이 가정 하, 용접 금속의 질량 및 상기와 같이 하여 측정한 수소량으로부터 용접 금속의 확산성 수소량을 산출하였다. 또한 용접 금속의 질량은 하기 (8) 식에 의하여 산출하였다. 또한 하기 (8) 식에 있어서, Aw는 용접 금속의 질량이고, At는 상기 시료의 질량이고, Ww는 용접 금속의 폭이고, Wt는 상기 시료의 폭(용접선의 연신 방향에 대하여 수직인 방향의 길이)이다.
Aw=At×Ww/Wt … (8) 식
또한 용접 금속의 폭 Ww는 이하와 같이 하여 구하였다. 먼저, 용접선의 연신 방향에 대하여 수직인 방향으로 상기 시료를 절단하고, 용접 금속의 표면으로부터 1/8t(t는 용접 금속의 두께), 1/4t, 1/2t, 3/4t 및 7/8t의 위치의 폭을 각각 측정하였다. 그리고 측정한 5개소의 폭의 평균값을 산출하여 용접 금속의 폭 Ww로 하였다.
용접 금속의 금속 조직은 SEM에 의하여 관찰하였다. 구체적으로는, 각 용접 조인트로부터 금속 조직 관찰용으로서, 용접 금속을 포함하는 시료를 잘라 내었다. 그리고 잘라 낸 시료의 용접 금속의 절단면을 SEM에 의하여 관찰하였다. 용접 금속 중의 마르텐사이트의 결정 구조는 X선 회절법에 의하여 동정하였다.
다음으로 드로우 벤드 시험에 대하여 설명한다. 드로우 벤드 시험에서는, 먼저, 상술한 용접 조인트 1 내지 57의 양면에 윤활유를 도포하였다. 그리고 각 용접 조인트 1 내지 57에, 도 3에 도시하는 펀치(101)와 다이스(102)와 블랭크 홀더(103)를 구비하는 프레스 시험 장치(100)를 사용하여, 실온에서 60㎜/min의 펀치 속도로 프레스 성형(해트 성형)을 실시하였다. 또한 도 3에 도시한 바와 같이, 프레스 시험 장치(100)의 펀치(101)의 직경 d는 100㎜로 하고, 펀치 숄더 반경 rp는 10㎜로 하고, 다이스 숄더 반경 rd는 5㎜로 하고, 펀치(101)와 다이스(102)의 클리어런스 c는 3㎜로 하였다. 블랭크 홀더(103)에 의한 프레스 성형 시의 블랭크 보유 지지력(BHF)은, 프레스 성형 중에 용접 조인트의 종벽에 걸리는 인장 응력이, 접합한 2매의 강판 중 강도가 낮은 쪽의 인장 강도의 0.5배로 되도록 조정하였다. 성형 높이는 60㎜로 설정하였다. 또한 용접 조인트는, 용접선이 펀치의 상면의 대략 중앙을 통과하도록 프레스 시험 장치에 설치하였다.
프레스 성형 후의 용접 조인트 1 내지 57의 용접 금속을 눈 및 돋보기에 의하여 관찰하여 균열의 발생 유무를 조사하였다. 그 결과, 표 6, 표 7에 나타낸 바와 같이 본 발명예에 관한 용접 조인트에서는, 프레스 성형 후에 용접 금속에 있어서 균열이 확인되지 않았다.
비교예에 관한 용접 조인트 1에서는, 용융지 유동성 지표 α가 작았던 것에 기인하여 포로시티 분포 밀도가 높아졌다. 이 때문에, 포로시티 내의 비확산성 수소에 의한 내압의 영향을 크게 받았다고 추정되지만, 용접 조인트 1에서는, 용접 금속의 평균 경도가 작으므로 용접 금속에 있어서 균열은 확인되지 않았다.
비교예에 관한 용접 조인트 2, 6, 22, 23, 31, 44에서는, 유지 시간이 짧았기 때문에 포로시티 내의 비확산성 수소에 의한 내압을 충분히 저감시킬 수 없어, 드로우 벤드 시험에서 포로시티를 기점으로 하는 균열이 발생했다고 추측된다.
비교예에 관한 용접 조인트 7, 15, 16에서는, 용접 속도가 빨랐기 때문에 포로시티의 양을 억제할 수 없어, 포로시티 내의 비확산성 수소에 의한 내압의 영향에 의하여, 드로우 벤드 시험에서 포로시티를 기점으로 하는 균열이 발생했다고 추측된다. 또한 용접 조인트 15에서는, 금속 격자 간의 수소량을 나타내는 CH의 값은 적합한 값까지 저감되어 있었지만 포로시티 내의 비확산성 수소량의 확산이 불충분하여, 그 내압의 영향에 의하여, 드로우 벤드 시험에서 포로시티를 기점으로 하는 균열이 발생했다고 추측된다.
비교예에 관한 용접 조인트 8에서는, 용융지 유동성 지표 α가 작았던 것에 기인하여 포로시티 분포 밀도가 높아졌다. 이 때문에, 포로시티 내의 비확산성 수소에 의한 내압을 충분히 저감시킬 수 없어, 드로우 벤드 시험에서 포로시티를 기점으로 하는 균열이 발생했다고 추측된다.
비교예에 관한 용접 조인트 17에서는, 용접 시의 절대 습도가 낮았던 것에 기인하여 산화물계 개재물의 분포 밀도를 충분히 높일 수 없었다. 금속 격자 간의 수소량을 나타내는 CH의 값은 적합한 값까지 저감되어 있었지만, 산화물계 개재물에 의하여 확산성 수소를 트랩하는 효과를 충분히 얻을 수 없었던 것에 기인하여 포로시티 내의 비확산성 수소에 의한 내압을 충분히 저감시킬 수 없어, 드로우 벤드 시험에서 포로시티를 기점으로 하는 균열이 발생했다고 추측된다.
비교예에 관한 용접 조인트 20, 21, 35에서는, 용접 시의 절대 습도가 높았던 것에 기인하여 포로시티 내의 비확산성 수소에 의한 내압을 충분히 저감시킬 수 없어, 드로우 벤드 시험에서 포로시티를 기점으로 하는 균열이 발생했다고 추측된다.
비교예에 관한 용접 조인트 27에서는, 용융 금속부의 Mn 함유량이 과잉이었던 것에 기인하여 용접 금속이 취화되어 용접 금속에 있어서 균열이 발생했다고 추측된다.
비교예에 관한 용접 조인트 29에서는, 용융 금속부의 Ni 함유량이 과잉이었던 것에 기인하여 용접 금속이 취화되어 용접 금속에 있어서 균열이 발생했다고 추측된다.
비교예에 관한 용접 조인트 30에서는, 용융 금속부의 Si 함유량이 과잉이었던 것에 기인하여 금속 격자 간의 수소량 CH가 과잉으로 되어, 포로시티 내의 비확산성 수소에 의한 내압을 충분히 저감시킬 수 없어, 드로우 벤드 시험에서 포로시티를 기점으로 하는 균열이 발생했다고 추측된다.
비교예에 관한 용접 조인트 32, 47에서는, 용접 시의 절대 습도가 낮았던 것에 기인하여 산화물계 개재물의 분포 밀도를 충분히 높일 수 없었다. 금속 격자 간의 수소량을 나타내는 CH의 값은 적합한 값까지 저감되어 있었지만, 산화물계 개재물에 의하여 확산성 수소를 트랩하는 효과를 충분히 얻을 수 없었던 것에 기인하여 포로시티 내의 비확산성 수소에 의한 내압을 충분히 저감시킬 수 없어, 드로우 벤드 시험에서 포로시티를 기점으로 하는 균열이 발생했다고 추측된다.
비교예에 관한 용접 조인트 37, 38, 39, 46에서는, 용융 금속부의 C 함유량이 과잉이었던 것에 기인하여 용접 금속의 평균 경도가 적합한 범위를 일탈하여 용접 금속에 있어서 균열이 발생했다고 추측된다.
비교예에 관한 용접 조인트 50, 51에서는, 용융지 유동성 지표 α가 작았던 것에 기인하여 포로시티 분포 밀도가 높아졌다. 이 때문에, 포로시티 내의 비확산성 수소에 의한 내압의 영향에 의하여, 드로우 벤드 시험에서 포로시티를 기점으로 하는 균열이 발생했다고 추측된다.
비교예에 관한 용접 조인트 53에서는, 용융 금속부의 S 함유량이 과잉이었던 것에 기인하여 용접 금속에 있어서 균열이 발생했다고 추측된다.
비교예에 관한 용접 조인트 54에서는, 용융 금속부의 P 함유량이 과잉이었던 것에 기인하여 용접 금속에 있어서 균열이 발생했다고 추측된다.
비교예에 관한 용접 조인트 56에서는, 용융 금속부의 O 함유량이 과잉이었던 것에 기인하여 산화물계 개재물이 과잉으로 생성되어 용접 금속에 있어서 균열이 발생했다고 추측된다.
비교예에 관한 용접 조인트 57에서는, 용융 금속부의 N 함유량이 과잉이었던 것에 기인하여 용접 금속에 있어서 균열이 발생했다고 추측된다.
이상과 같이, 본 발명에 관한 용접 조인트에서는, 인장 강도가 350㎫을 초과하는 고강도 강판을 사용한 레이저 용접 조인트에 있어서도, 프레스 성형 시에 용접 금속에 있어서 균열이 발생하는 것을 방지할 수 있었다. 즉, 본 발명에 관한 용접 조인트에 의하면, 우수한 성형성이 얻어지는 것을 알 수 있었다.
본 발명에 의하면, 고강도 강판을 포함하는 레이저 용접 조인트를 프레스 성형하는 경우에도 용접 금속에 있어서의 균열의 발생을 방지할 수 있다. 이것에 의하여, 예를 들어 탄소당량이 높은 고강도 강판을 사용한 경우에도 테일러드 블랭크에 의한 일체 부품의 제조가 가능해져, 차체의 경량화 및 안전성 향상을 실현할 수 있다. 또한 본 발명에 관한 레이저 용접 조인트는 차체의 골격 부품뿐만 아니라 패널 부품 및 섀시 부품으로서도 사용할 수 있다.

Claims (13)

  1. 복수의 강판 사이에 형성된 용접 금속을 갖는 레이저 용접 조인트이며,
    상기 용접 금속의 화학 조성이, 질량%로,
    C: 0.05 내지 0.30%,
    Si: 0.005 내지 3.0%,
    Al: 0.005 내지 1.0%,
    Mn: 0.5 내지 6.0%,
    P: 0 초과 내지 0.04%,
    S: 0 초과 내지 0.01%,
    N: 0 초과 내지 0.01%,
    O: 0 초과 내지 0.01%,
    Cu: 0 내지 1.0%,
    Nb+Ti+V: 0 내지 0.2%,
    Ca+REM: 0 내지 0.01%,
    B: 0 내지 0.01%,
    Cr: 0 내지 5.0%,
    Ni: 0 내지 10.0%,
    Mo: 0 내지 1.0%, 및
    잔부: Fe 및 불순물
    을 포함함과 함께,
    0.3≤Si+200×S-2.7×C≤3.0을 만족시키고,
    상기 용접 금속의 평균 경도가 비커스 경도로 350 내지 540이고,
    상기 용접 금속에서는 직경 2㎛ 내지 50㎛의 포로시티의 분포 밀도가 5.0개/㎟ 이하이고,
    상기 용접 금속에서는 직경 3㎛ 이상의 산화물계 개재물의 분포 밀도가 0.1 내지 8.0개/㎟인
    것을 특징으로 하는, 레이저 용접 조인트.
  2. 제1항에 있어서,
    상기 용접 금속의 화학 조성이, 질량%로,
    Cu: 0.0001 내지 1.0%,
    Nb+Ti+V: 0.0001 내지 0.2%,
    Ca+REM: 0.0001 내지 0.01%,
    B: 0.0001 내지 0.01%,
    Cr: 0.0001 내지 5.0%,
    Ni: 0.0001 내지 10.0%, 및
    Mo: 0.0001 내지 1.0%
    인 군에서 선택되는 적어도 1종을 포함하는
    것을 특징으로 하는, 레이저 용접 조인트.
  3. 제1항 또는 제2항에 있어서,
    상기 용접 금속 중의 확산성 수소량 CH가 단위 mass ppm으로서 하기 (1) 식을 만족시키는
    것을 특징으로 하는, 레이저 용접 조인트.
    CH≤3.570-0.0066×HVWM (1) 식
    단, (1) 식에 있어서 HVWM은 상기 용접 금속의 비커스 경도에서의 평균 경도를 나타낸다.
  4. 제1항 내지 제3항 중 어느 한 항에 있어서,
    상기 용접 금속의 금속 조직의 80% 이상이 마르텐사이트이고, 그 마르텐사이트의 구조가 bcc 구조인
    것을 특징으로 하는, 레이저 용접 조인트.
  5. 제1항 내지 제4항 중 어느 한 항에 있어서,
    하기 (2) 식에 의하여 표시되는 Ms의 값이 250 이상인
    것을 특징으로 하는, 레이저 용접 조인트.
    Ms=561-474×C-33×Mn-17×Ni-17×Cr-21×Mo (2) 식
  6. 제1항 내지 제5항 중 어느 한 항에 있어서,
    상기 복수의 강판 중 적어도 하나가 도금 강판인
    것을 특징으로 하는, 레이저 용접 조인트.
  7. 제1항 내지 제6항 중 어느 한 항에 기재된 레이저 용접 조인트를 갖는
    것을 특징으로 하는, 자동차 부품.
  8. 제1항 내지 제6항 중 어느 한 항에 기재된 레이저 용접 조인트의 제조 방법이며,
    복수의 강판을 절대 습도가 5 내지 25g/㎥ 이하인 분위기 하에서 8m/min 이하의 용접 속도로 레이저 용접함으로써, 상기 복수의 강판끼리를 접합하는 용접 금속을 형성하는 레이저 용접 공정과,
    용접 후의 상기 복수의 강판을 10 내지 100℃의 온도 영역에서, 하기 (3) 식에서 규정되는 시간 유지하는 유지 공정
    을 구비하고,
    상기 용접 금속의 화학 조성이, 질량%로,
    C: 0.05 내지 0.30%,
    Si: 0.005 내지 3.0%,
    Al: 0.005 내지 1.0%,
    Mn: 0.5 내지 6.0%,
    P: 0 초과 내지 0.04%,
    S: 0 초과 내지 0.01%,
    N: 0 초과 내지 0.01%,
    O: 0 초과 내지 0.01%,
    Cu: 0 내지 1.0%,
    Nb+Ti+V: 0 내지 0.2%,
    Ca+REM: 0 내지 0.01%,
    B: 0 내지 0.01%,
    Cr: 0 내지 5.0%,
    Ni: 0 내지 10.0%,
    Mo: 0 내지 1.0%, 및
    잔부: Fe 및 불순물
    을 포함함과 함께,
    0.3≤Si+200×S-2.7×C≤3.0
    을 만족시키는
    것을 특징으로 하는, 레이저 용접 조인트의 제조 방법.
    t≥7000×C-400 (3) 식
    단, (3) 식에 있어서 t는 단위를 분으로 하는 시간을 나타낸다.
  9. 제8항에 있어서,
    상기 용접 금속의 화학 조성이, 질량%로,
    Cu: 0.0001 내지 1.0%,
    Nb+Ti+V: 0.0001 내지 0.2%,
    Ca+REM: 0.0001 내지 0.01%,
    B: 0.0001 내지 0.01%,
    Cr: 0.0001 내지 5.0%,
    Ni: 0.0001 내지 10.0% 및
    Mo: 0.0001 내지 1.0%
    인 군에서 선택되는 적어도 1종을 포함하는
    것을 특징으로 하는, 레이저 용접 조인트의 제조 방법.
  10. 제8항 또는 제9항에 있어서,
    하기 (4) 식에 의하여 표시되는 Ms의 값이 250 이상인
    것을 특징으로 하는, 레이저 용접 조인트의 제조 방법.
    Ms=561-474×C-33×Mn-17×Ni-17×Cr-21×Mo (4) 식
  11. 제8항 내지 제10항 중 어느 한 항에 있어서,
    상기 복수의 강판 중 적어도 하나가 도금 강판인
    것을 특징으로 하는, 레이저 용접 조인트의 제조 방법.
  12. 제1항 내지 제6항 중 어느 한 항에 기재된 레이저 용접 조인트에 프레스 성형을 실시하는
    것을 특징으로 하는, 자동차 부품의 제조 방법.
  13. 제8항 내지 제11항 중 어느 한 항에 기재된 제조 방법에 의하여 제조된 레이저 용접 조인트에 프레스 성형을 실시하는
    것을 특징으로 하는, 자동차 부품의 제조 방법.
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