KR20170110650A - 항복 강도 및 구멍 확장성이 개선된 포스트 어닐링된 고인장 강도의 코팅된 강 시트 - Google Patents

항복 강도 및 구멍 확장성이 개선된 포스트 어닐링된 고인장 강도의 코팅된 강 시트 Download PDF

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Abstract

냉간 압연되고 코팅되고 포스트 어닐링된 강 시트. 냉간 압연 강 시트는 (wt% 로) C 0.1 ~ 0.3%; Mn 1 ~ 3%; Si 0.5 ~ 3.5%; Al 0.05 ~ 1.5% 를 포함하고; Mo+Cr 은 0 ~ 1.0% 사이이고; 그리고 Mo+Cr 은 0.2 ~ 0.5% 사이일 수 있다. 강 시트는 아연 또는 아연 합금 코팅으로 코팅될 수도 있다. 코팅된 강 시트는 냉간 압연, 냉간 압연 시트를 아연 코팅, 그리고 상기 아연 코팅의 적용 후에 상기 강 시트를 어닐링함으로써 형성될 수도 있다. 어닐링은 코팅된 시트와 비교하여 어닐링되고 코팅되고 냉간 압연된 강 시트의 항복 강도 및 구멍 확정성을 현저하게 증가시키는데 충분한 시간 기간 동안 및 온도에서 수행된다.

Description

항복 강도 및 구멍 확장성이 개선된 포스트 어닐링된 고인장 강도의 코팅된 강 시트{POST ANNEALED HIGH TENSILE STRENGTH COATED STEEL SHEET HAVING IMPROVED YIELD STRENGTH AND HOLE EXPANSION}
관련 출원들에 대한 상호 참조
본 출원은 2015년 2월 25일에 출원된 미국 가출원 제 62/120,426 호의 35 U.S.C.1 19 (e) 에 따른 이익을 주장한다.
본 발명은 강 시트 재료에 관한 것이다. 보다 구체적으로, 본 발명은 아연 코팅을 갖는 강 시트 재료에 관한 것이다. 보다 구체적으로, 본 발명은 코팅된 강 시트와 비교하여 상기 코팅된 강 시트의 항복 강도 및 구멍 확장성을 증가시키기 위하여 코팅 공정 후의 포스트 어닐링된 아연 코팅을 갖는 강 시트 재료에 관한 것이다.
자동차 어플리케이션들에서 고강도 강들의 사용이 증가함에 따라, 성형성을 희생시키지 않으면서 강도가 증가된 강들에 대한 수요가 증가하고 있다. 중량 절감 및 안전 요구 사항에 대한 요구들이 증가함에 따라, 기존의 고급 고강도 강들 (AHSS) 과 비교하여 보다 높은 강도와 동시에 보다 높은 연성을 달성할 수 있는 자동차용 강들의 새로운 개념들에 대한 집중적인 연구들이 이루어진다.
자동차 제조업들은 차량들에 GI/GA 1180 HF 강 등급을 사용할 수 있기를 원한다. 이 제품은 냉간 스탬핑 적용용이다. 현재 사용 가능한 강 조성들은 GA HF T1180 등급 강을 제조하기 위해 조사되어 왔다. CL HDGL 열 프로파일을 시뮬레이션한 실험실 연구들에 근거할 때, 어닐링 특성들은 인장 특성 (주로 YS) 및 구멍 확장성 요구 사항들을 충족시킬 수 없다.
따라서, 당해 기술 분야에서는 높은 성형성을 가지면서 코팅된 1180+ MPa 인장 강도의 강 시트가 필요하다. 이것은 현재 생산중인 강들에 비해 항복 강도 및 구멍 확장 성능에 있어서 개선을 필요로 한다.
본 발명은 냉간 압연되고 코팅되고 포스트 어닐링된 강 시트에 관한 것이다. 냉간 압연 강 시트는 (wt% 로) C 0.1 ~ 0.3%; Mn 1 ~ 3%; Si 0.5 ~ 3.5%; Al 0.05 ~ 1.5% 를 포함하고; Mo+Cr 은 0 ~ 1.0% 사이이고; 그리고 Mo+Cr 은 0.2 ~ 0.5% 사이일 수 있다. 강 시트는 아연 또는 아연 합금 코팅으로 코팅될 수도 있다. 코팅된 강 시트는 냉간 압연, 냉간 압연 시트를 아연 코팅, 그리고 상기 아연 코팅의 적용 후에 상기 강 시트를 어닐링함으로써 형성될 수도 있다. 어닐링은 150 ~ 650℃, 바람직하게는 150 ~ 450℃, 가장 바람직하게는 200 ~ 400℃ 사이의 온도에서 수행될 수도 있다. 어닐링은 코팅되고 냉간 압연된 강 시트와 비교하여 어닐링되고 냉간 압연되고 코팅된 강 시트의 항복 강도를 적어도 30%, 바람직하게는 적어도 40% 만큼 증가시키는데 충분한 시간 기간 동안 수행될 수도 있다.
어닐링은 코팅되고 냉간 압연된 강 시트와 비교하여 어닐링되고 냉간 압연되고 코팅된 강 시트의 구멍 확장성을 적어도 80%, 바람직하게는 95% 만큼 증가시키는데 충분한 시간 기간 동안 수행될 수도 있다.
어닐링은 코팅된 시트와 비교하여 어닐링되고 냉간 압연되고 코팅된 강 시트의 총 연신율을 적어도 25%, 바람직하게는 40% 만큼 증가시키는데 충분한 시간 기간 동안 수행될 수도 있다.
냉간 압연된 강 시트는 바람직하게는 C 0.15 ~ 0.25%; Mn 2 ~ 2.5%; Si 1.5 ~ 2.5%; 및 Al 0.05 ~ 1.0% 를 포함할 수 있다.
도 1 은 ℃ 단위의 온도 대 초 단위의 시간으로 본 발명의 시뮬레이션들에서 사용된 전형적인 CL HDGL 열 사이클을 나타내고;
도 2a 는 MPa 단위의 항복 강도 (YS) 대 ℃ 단위의 어닐링 온도로 샘플 합금들 (5, 6 및 7) 을 나타내고;
도 2b 는 MPa 단위의 인장 강도 (TS) 대 ℃ 단위의 어닐링 온도로 샘플 합금들 (5, 6 및 7) 을 나타내고;
도 2c 는 % 단위의 총 연신율 (TE) 대 ℃ 단위의 어닐링 온도로 샘플 합금들 (5, 6 및 7) 을 나타내고;
도 2d 는 % 단위의 총 연신율 (TE) 대 MPa 단위의 인장 강도 (TS) 로 샘플 합금들 (5, 6 및 7) 을 나타내고;
도 3a 는 MPa 단위의 항복 강도 (YS) 대 ℃ 단위의 어닐링 온도로 샘플 합금들 (12, 13 및 14) 을 나타내고;
도 3b 는 MPa 단위의 인장 강도 (TS) 대 ℃ 단위의 어닐링 온도로 샘플 합금들 (12, 13 및 14) 을 나타내고;
도 3c 는 % 단위의 총 연신율 (TE) 대 ℃ 단위의 어닐링 온도로 샘플 합금들 (12, 13 및 14) 을 나타내고;
도 3d 는 % 단위의 총 연신율 (TE) 대 MPa 단위의 인장 강도 (TS) 로 샘플 합금들 (12, 13 및 14) 을 나타내고;
도 4a 는 % 단위의 페라이트의 부피와 % 단위의 총 연신율 (TE) 대 wt% 단위의 Si 로 약 1180 ~ 1300 MPa 의 TS 를 나타내는 샘플들을 나타내고;
도 4b 는 MPa 단위의 인장 강도 (TS) 와 % 단위의 총 연신율 (TE) 대 % 단위의 페라이트 부피로 약 1180 ~ 1300 MPa 의 TS 를 나타내는 샘플들을 나타내고;
도 5a 는 MPa 단위의 항복 강도 (YS) 대 ℃ 단위의 어닐링 온도로 샘플 합금들 (8, 9, 11 및 12) 을 나타내고;
도 5b 는 MPa 단위의 인장 강도 (TS) 대 ℃ 단위의 어닐링 온도로 샘플 합금들 (8, 9, 11 및 12) 을 나타내고;
도 5c 는 % 단위의 총 연신율 (TE) 대 ℃ 단위의 어닐링 온도로 샘플 합금들 (8, 9, 11 및 12) 을 나타내고;
도 5d 는 % 단위의 총 연신율 (TE) 대 MPa 단위의 인장 강도 (TS) 로 샘플 합금들 (8, 9, 11 및 12) 을 나타내고;
도 6a 는 MPa 단위의 항복 강도 (YS) 대 ℃ 단위의 어닐링 온도로 샘플 합금들 (16, 17 및 18) 을 나타내고;
도 6b 는 MPa 단위의 인장 강도 (TS) 대 ℃ 단위의 어닐링 온도로 샘플 합금들 (16, 17 및 18) 을 나타내고;
도 6c 는 % 단위의 총 연신율 (TE) 대 ℃ 단위의 어닐링 온도로 샘플 합금들 (16, 17 및 18) 을 나타내고;
도 6d 는 % 단위의 총 연신율 (TE) 대 MPa 단위의 인장 강도 (TS) 로 샘플 합금들 (16, 17 및 18) 을 나타내고;
도 7a 는 MPa 단위의 항복 강도 (YS) 대 ℃ 단위의 어닐링 온도로 샘플 합금들 (8, 9 및 10) 을 나타내고;
도 7b 는 MPa 단위의 인장 강도 (TS) 대 ℃ 단위의 어닐링 온도로 샘플 합금들 (8, 9 및 10) 을 나타내고;
도 7c 는 % 단위의 총 연신율 (TE) 대 ℃ 단위의 어닐링 온도로 샘플 합금들 (8, 9 및 10) 을 나타내고;
도 7d 는 % 단위의 총 연신율 (TE) 대 MPa 단위의 인장 강도 (TS) 로 샘플 합금들 (8, 9 및 10) 을 나타내고;
도 8 은 % 단위의 총 연신율 (TE) 대 MPa 단위의 항복 강도 (YS) (사각형) 와 인장 강도 (TS) (다이아몬드) 로 모든 샘플 합금들을 나타내고;
도 9a 는 MPa 단위의 항복 강도 (YS) 대 ℃ 단위의 포스트 배치 어닐링 온도로 0.13% 및 0.2% C 를 함유하는 샘플 합금들을 나타내고;
도 9b 는 MPa 단위의 인장 강도 (TS) 대 ℃ 단위의 포스트 배치 어닐링 온도로 0.13% 및 0.2% C 를 함유하는 샘플 합금들을 나타내고;
도 9c 는 % 단위의 균일한 연신율 (UEL) 대 ℃ 단위의 포스트 배치 어닐링 온도로 0.13% 및 0.2% C 를 함유하는 샘플 합금들을 나타내고;
도 9d 는 % 단위의 총 연신율 (EL) 대 ℃ 단위의 포스트 배치 어닐링 온도로 0.13% 및 0.2% C 를 함유하는 샘플 합금들을 나타내고;
도 10a 는 MPa 단위의 항복 강도 (YS) 대 ℃ 단위의 포스트 배치 어닐링 온도로 샘플 합금들 (9 및 10) 과 0.15% C 를 함유하는 샘플 합금을 나타내고;
도 10b 는 MPa 단위의 인장 강도 (TS) 대 ℃ 단위의 포스트 배치 어닐링 온도로 샘플 합금들 (9 및 10) 과 0.15% C 를 함유하는 샘플 합금을 나타내고;
도 10c 는 % 단위의 균일한 연신율 (UEL) 대 ℃ 단위의 포스트 배치 어닐링 온도로 샘플 합금들 (9 및 10) 과 0.15% C 를 함유하는 샘플 합금을 나타내고;
도 10d 는 % 단위의 총 연신율 (EL) 대 ℃ 단위의 포스트 배치 어닐링 온도로 샘플 합금들 (9 및 10) 과 0.15% C 를 함유하는 샘플 합금을 나타내고;
도 11a 는 MPa 단위의 항복 강도 (YS) 와 인장 강도 (TS) 대 ℃ 단위의 포스트 배치 어닐링 온도로 TS > 1180 MPa 의 프리 배치 어닐링에 의한 샘플들을 나타내고;
도 11b 는 % 단위의 총 연신율 (EL) 과 % 단위의 구멍 확장성 대 ℃ 단위의 포스트 배치 어닐링 온도로 TS > 1180 MPa 의 프리 배치 어닐링에 의한 샘플들을 나타내고; 그리고
도 12 는 ℃ 단위의 온도 대 hr (hours) 단위의 시간으로 특정 강 제조 플랜트로부터의 배치 어닐링 사이클을 나타낸다.
본 발명의 강 재료들의 탄소 범위는 0.1 ~ 0.3 wt% 이다. 바람직한 범위는 약 0.15 ~ 0.25% 이다. 강도와 잔류 오스테나이트에 의한 TRIP 효과를 달성하려면 최소한 0.15% 가 필요하다. 0.25% 의 최대량은 보다 나은 용접성을 허용한다. 본 발명의 강 재료들의 망간 범위는 1 ~ 3%, 바람직하게는 2 ~ 2.5% 이다. TS > 980 MPa 를 달성하려면 최소한 2% 가 필요하고, 그리고 2.5% 의 최대량은 용접성 및 띠상 조직으로 인해 제한된다. 본 발명의 강 재료들의 규소 범위는 0.5 ~ 3.5%, 바람직하게는 1.5 ~ 2.5% 이다. TRIP 효과를 달성하려면 최소한 1.5% 가 필요하지만 2.5% 의 최대량은 용접성과 Zn 코팅성으로 인해 제한된다. 본 발명의 강 재료들의 알루미늄 범위는 0.05 ~ 1.5%, 바람직하게는 0.05 ~ 1.0% 이다. TRIP 효과를 달성하려면 최소한 0.5% 가 필요하지만 1% 의 최대량은 고온 침지 Zn 코팅 라인에서 필요한 균열 (soak) 온도에 의해서 제한된다. 또한, TS > 980 MPa 를 달성하기 위하여, Mo 및 Cr 의 총량은 1% 이하 (즉, Mo+Cr = 0 ~ 1.0%) 이고, Mo+Cr 의 바람직한 수준은 0.2 ~ 0.5% 이어야 한다. 강의 잔부는 실제적인 경험들에 근거한 수준들로 잔류물들과 함께 철이다.
코팅된 강 재료를 형성하기 위한 공정 조건은 표준이고, 그리고 강 제조 단계로부터 고온 침지 Zn 코팅까지 특별한 요구 사항들은 없다. 이후에, 고온 침지 Zn 코팅된 강 시트의 특성들은 포스트 배치 어닐링에 의해서 개선된다. 포스트 배치 어닐링의 최고 온도는 150 ~ 650℃, 보다 바람직하게는 150 ~ 450℃, 가장 바람직하게는 200 ~ 400℃ 이어야 한다. 200℃ 의 바람직한 최소 온도는 보다 우수한 성형성을 달성하는데 필요하고, 그리고 400℃ 의 바람직한 최대 온도는 Zn 코팅의 열화 가능성을 더 잘 회피하기 위한 것이다.
합금 조성
잉곳들은 진공 유도 용융에 의해서 제조되었다. 조사된 강들의 조성은 표 1 에 요약된다. 잉곳들은 다양한 범위들의 Mn, Si, Al, Cr, Mo, Nb 에서 약 0.18 ~ 0.21% 의 C 를 갖는다. 기계적 특성들 및 미세 조직에 대한 각 원소의 효과는 명세서에서 이하에서 논의된다.
Figure pct00001
열간 압연 및 냉간 압연
모든 잉곳들은 초기에 20 mm 두께의 플레이트들로 열간 압연되었다. 그 다음에, 플레이트들은 재가열되었고, 그리고 840 ~ 890℃ 범위의 마무리 온도 (FT) 및 500 ~ 650℃ 범위의 권취 온도 (CT) 로 3.8 mm 의 평균 최종 고온 밴드 두께로 다시 열간 압연되었다. 표 2 는 FT 및 의도된 CT 대 고온 밴드들의 인장 특성들을 요약한 것이다. 결과들은 CT 가 고온 밴드들의 미세 조직 및 인장 특성들을 결정하는 가장 중요한 요인임을 입증한다. 650℃ 의 보다 높은 CT 는 마르텐사이트의 분율을 증가시키지만 이것은 일반적으로 보다 낮은 강도의 제품을 초래하게 된다. Mn, Cr 및 Mo 를 증가시키면 강의 경화능을 증가시키고 마르텐사이트의 형성을 촉진시킨다. 페라이트 안정제인 Al 의 첨가는 페라이트의 형성을 촉진시켜 보다 낮은 강도의 고온 밴드가 생기게 된다. Al 과 같은 또 다른 페라이트 안정제인 Si 의 첨가는 페라이트 형성을 촉진시킨다. 하지만, 동일한 열간 압연 조건에서, 이것은 고용체 경화로 인한 강의 강도를 증가시킨다. 야금학적 설계가 완결되면, 냉간 압연능 뿐만 아니라 고온 밴드들의 미세 조직 및 강도에 대한 열간 압연 조건들의 효과가 논의될 것이다. 고온 밴드들의 양측면들은 탈탄 표면층을 제거하기 위하여 기계적으로 연마되었고 이어서 약 1.5 mm 게이지로 50% 냉간 압하되었다.
Figure pct00002
표 3 은 선택된 미소둔 (full hard) 강들의 JIS-T 인장 특성들을 나타낸다. 약 1200 내지 약 1350 MPa (170 ~ 195 ksi) 의 인장 강도들 (TS) 이 관찰된다.
Figure pct00003
어닐링 시뮬레이션들 및 결과들
어닐링 시뮬레이션들은 CL HDGL 열 사이클들 및 실험실에서 처리된 미소둔 강들을 이용하는 CAS (연속 어닐링 시뮬레이터; Continuous Annealing Simulator) 를 사용하여 실행되었다. 도 1 은 ℃ 단위의 온도 대 초 단위의 시간으로 본 발명자들에 의한 시뮬레이션들에서 사용된 전형적인 CL HDGL 열 사이클을 나타낸다. 광범위한 어닐링 온도들이 조사되었다. 재가열 및 냉각 동안 샘플 내에서 열적 균질성을 보장하도록 3개의 열전쌍들이 사용되었다.
Si 의 효과
인장 특성들에 대한 Si 함유량의 조사를 위한 2개의 세트들의 조성들, Si 가 1.2 ~ 2.5% 범위에 있는 합금들 (5/6/7) 및 합금들 (12/13/14) 이 있었다. 도 2a ~ 도 2d 및 도 3a ~ 도 3d 는 이들 2개의 상이한 세트들의 강들의 인장 특성들에 대한 Si 함량 및 어닐링 온도의 효과들을 예시한다. 도 2a 는 MPa 단위의 항복 강도 (YS) 대 ℃ 단위의 어닐링 온도로 샘플 합금들 (5, 6 및 7) 을 나타낸다. 도 2b 는 MPa 단위의 인장 강도 (TS) 대 ℃ 단위의 어닐링 온도로 샘플 합금들 (5, 6 및 7) 을 나타낸다. 도 2c 는 % 단위의 총 연신율 (TE) 대 ℃ 단위의 어닐링 온도로 샘플 합금들 (5, 6 및 7) 을 나타낸다. 도 2d 는 % 단위의 총 연신율 (TE) 대 MPa 단위의 인장 강도 (TS) 로 샘플 합금들 (5, 6 및 7) 을 나타낸다. 도 3a 는 MPa 단위의 항복 강도 (YS) 대 ℃ 단위의 어닐링 온도로 샘플 합금들 (12, 13 및 14) 을 나타낸다. 도 3b 는 MPa 단위의 인장 강도 (TS) 대 ℃ 단위의 어닐링 온도로 샘플 합금들 (12, 13 및 14) 을 나타낸다. 도 3c 는 % 단위의 총 연신율 (TE) 대 ℃ 단위의 어닐링 온도로 샘플 합금들 (12, 13 및 14) 을 나타낸다. 도 3d 는 % 단위의 총 연신율 (TE) 대 MPa 단위의 인장 강도 (TS) 로 샘플 합금들 (12, 13 및 14) 을 나타낸다. 제 1 세트 (도 2a ~ 도 2d) 의 Si 량은 0.2C-1.8Mn-0.15Mo-0.02Nb 매트릭스에서 1.5% 로부터 2.5% 로 변하고, 그리고 다른 세트 (도 3a ~ 도 3d) 는 0.2C-1.5Mn-0.3Mo-0.7Al-0.02Nb 로 이루어진 매트릭스에서 1.2 내지 2.0% Si 를 갖는다.
도 2a ~ 도 2d 에 도시된 바와 같이, 1.5% 로부터 2.0% 로의 Si 함량의 증가는 강도 (항복 강도 [YS], 인장 강도 [TS]) 를 현저하게 증가시키는 반면에 연성을 아주 조금 감소시킨다. Si 가 2.0% 로부터 2.5% 로 추가로 증가함에 따라 강도가 현저하게 개선되지 않는다. 1.5% 로부터 2.0% 로의 Si 함량의 증가시 얻어진 강도 증가의 일부는 이들 합금들에서의 고용체 경화때문일 수 있다; 0.5% Si 첨가에 대해서 약 40 ~ 50 MPa. 1.5% 로부터 2.0% 및 2.5% 로의 Si 증가는 또한 Andrew 의 방정식을 사용하여 Ac1 를 747℃ 로부터 762℃ 및 776℃ 로, 그리고 Ac3 를 910℃ 로부터 933℃ 및 955℃ 로 각각 증가시키는 것으로 예상된다. 1.5% Si 강에서, 800℃ 로부터 825℃ 및 850℃ 로의 어닐링 온도의 증가는 오스테나이트 형성의 실질적인 증가와 관련된다. 오스테나이트 함량이 증가함에 따라, 이것은 탄소에서 희석되고, 따라서 덜 경화가능하게 되어 후속 냉각 동안 더 분해되기 쉽다. 이 거동은 어닐링 온도가 증가함에 따라 강도의 손실을 설명할 수 있다. 강의 Si 함량이 1.5% 로부터 2.0% 및 2.5% 로 증가함에 따라, 동일한 어닐링 온도에서 더 적은 오스테나이트가 형성되고, 이것은 또한 더 경화가능하게 된다. 이것은 보다 높은 Si 강들에서 어닐링 온도들에 대한 강도의 상대적 안정성을 설명할 수 있다.
2.0% 및 2.5% Si 함유 강들의 강도들은 유사한 것으로 보인다. 다시 말해서, 2.5% 규소 강에서 보다 높은 고용체 강화는 또한 2.0% Si 함유 강과 비교하여 상대적으로 보다 작은 부피 분율의 마르텐사이트와 관련된다. 1.5% 로부터 2.0%/2.5% 로의 Si 증가는 또한 강의 경화능을 개선시키는 것으로 생각된다. 1.5Si 함유 강과 2.0/2.5Si 함유 강 사이의 YS 의 차이에 대한 또 다른 잠재적인 이유는 강의 Si 함량이 증가됨에 따라 마르텐사이트의 자동 템퍼링이 지연되기 때문일 수도 있다. 이들 합금들 중 Si 의 효과는 다른 합금 효과들과 관련될 수도 있다.
도 3a ~ 도 3d 에 도시된 바와 같이, 이 기본 조성에서 1.2% 로부터 2.0% 로의 Si 의 증가는 강도와 연성 사이의 균형을 개선시킨다. Si 함량이 약 1.2 ~ 1.5% Si 인 강들은 0.7% Al 첨가가 Ac1 및 Ac3 온도들을 실질적으로 증가시킴에 따라 TS > 1180 MPa 가 이뤄지지 않는다. 2.0% Si 인 강은 TS > 1180 MPa 에서 총 연신율 (TE) > 16% 를 나타낸다. 실질적인 TRIP 효과를 가져올 수 있는 상당량의 잔류 오스테나이트가 존재하지 않기 때문에, 보다 높은 Si 함량에서 강의 보다 나은 연성은 보다 적은 양의 마르텐사이트로 규정된 강도를 달성하게 하는 Si 고용체 경화때문이다. 강도-연성의 최상의 조합을 위한 Si 량은 다른 합금 원소들에 좌우된다는 것을 주목해야 한다. 따라서, Si 량은 그에 따라 최적화되어야 한다. 또한, 2개의 세트들의 Si 강들 (도 2a ~ 도 2d 및 도 3a ~ 도 3d) 을 비교하면 다른 합금 원소들이 다른 경우에도 Si 와 Al 첨가에 대한 일종의 시너지 효과들이 존재한다는 것이 나타난다.
도 4a 는 TS 가 약 1180 ~ 1300 MPa 인 샘플들에서 페라이트의 분율 및 TE 에 대한 Si 첨가의 효과를 도시한다. 도 4a 는 % 단위의 페라이트의 부피와 % 단위의 총 연신율 (TE) 대 wt% 단위의 Si 로 약 1180 ~ 1300 MPa 의 TS 를 나타내는 샘플들을 나타낸다. 도 4b 는 MPa 단위의 인장 강도 (TS) 와 % 단위의 총 연신율 (TE) 대 % 단위의 페라이트 부피로 약 1180 ~ 1300 MPa 의 TS 를 나타내는 샘플들을 나타낸다. Si 함량의 증가는 마르텐사이트의 부피 분율을 감소시키고 (페라이트를 증가시키고), 결과적으로 연성을 개선시킨다. 2.0% Si 를 함유하는 합금 (14) 에서 약 70% 의 Vf (페라이트의 부피) 에서 TS 와 TE (1200 MPa 의 TS/16 ~ 18% 의 TE) 의 최상의 조합이 달성될 수 있다. 약 70% 의 페라이트 분율은 TE 가 10 ~ 13% 인 선행 기술의 CR DP T1180 의 약 30 ~ 40% 의 페라이트와 비교하여 상당히 더 높다. 하지만, 더 큰 어닐링 공정 윈도우, 더 나은 용접성 및 허용가능한 코팅성을 위하여, Si 량은 전체 합금 조합에 따라 최적화되어야 한다. 도 4b 는 약 1180 ~ 1300 MPa 의 TS 를 나타내는 샘플들에서 페라이트 분율의 함수로서 TS 및 TE 를 도시한다. 페라이트량은 샘플 당 단지 하나의 필드만을 사용하는 이미지 분석에 의해서 측정되었다는 것을 알아야한다. 따라서, 규소 첨가의 함수로서 페라이트의 절대 부피 분율이 아니라 관찰된 추세가 가장 중요한 정보를 제공한다.
Mn, Cr 및 Mo 의 효과
Mn, Cr 및 Mo 는 강의 경화능을 증가시키는 것으로 잘 알려져 있다. 페라이트/베이나이트 분해에 대한 오스테나이트량의 감소는 마르텐사이트 분율을 보다 높게 만든다. 조사된 강들을 비교하면, Mn, Cr 및 Mo 의 상대적 경화능을 평가할 수 있다.
도 5a ~ 도 5d 는 0.2C-1.5Mn-1.2Si-0.65Al-0.02Nb 함유 강의 인장 특성들에 대한 다양한 Mo 및 Cr 첨가들의 효과를 도시한다. 도 5a 는 MPa 단위의 항복 강도 (YS) 대 ℃ 단위의 어닐링 온도로 샘플 합금들 (8, 9, 11 및 12) 을 나타낸다. 도 5b 는 MPa 단위의 인장 강도 (TS) 대 ℃ 단위의 어닐링 온도로 샘플 합금들 (8, 9, 11 및 12) 을 나타낸다. 도 5c 는 % 단위의 총 연신율 (TE) 대 ℃ 단위의 어닐링 온도로 샘플 합금들 (8, 9, 11 및 12) 을 나타낸다. 도 5d 는 % 단위의 총 연신율 (TE) 대 MPa 단위의 인장 강도 (TS) 로 샘플 합금들 (8, 9, 11 및 12) 을 나타낸다. 0.15Mo 및 0.5Cr 을 함유하는 강들은 유사한 경화능을 나타내고, 그리고 조사된 어닐링 온도들에서 TS > 1180 MPa 를 달성하기 위하여 이 기본 조성에 0.3Mo 의 첨가가 필요하다.
도 6a ~ 도 6d 는 기본 조성이 0.2C-2.3Mn-1.0Si 인 강들의 인장 특성들에 대한 0.15Mo, 0.35Cr 및 증가된 (+0.2) Mn 의 효과들을 비교한다. 도 6a 는 MPa 단위의 항복 강도 (YS) 대 ℃ 단위의 어닐링 온도로 샘플 합금들 (16, 17 및 18) 을 나타낸다. 도 6b 는 MPa 단위의 인장 강도 (TS) 대 ℃ 단위의 어닐링 온도로 샘플 합금들 (16, 17 및 18) 을 나타낸다. 도 6c 는 % 단위의 총 연신율 (TE) 대 ℃ 단위의 어닐링 온도로 샘플 합금들 (16, 17 및 18) 을 나타낸다. 도 6d 는 % 단위의 총 연신율 (TE) 대 MPa 단위의 인장 강도 (TS) 로 샘플 합금들 (16, 17 및 18) 을 나타낸다. 도 6a ~ 도 6d 에 도시된 바와 같이, 0.15Mo 및 0.35Cr 을 함유하는 강들은 유사한 경화능을 갖고, 그리고 둘 다 +0.2Mn 보다 높은 경화능을 갖는다. 모든 조성들은 0.2C-1.5Mn-1.2Si-0.65Al-0.02Nb-X Mo/Cr 에 근거한 강들 보다 높은 YS 를 나타내는데, 그 이유는 이들 조성들이 결과적으로 보다 적은 양의 페라이트로 부분적인 베이나이트 형성을 촉진시키는 조사된 범위의 어닐링 온도들에서 완전히 오스테나이트화되었기 때문이다. 대체로, 비교된 조성들 중 어느 것도 TS 및 TE 의 원하는 균형을 나타내고 있지 않았다.
붕소의 효과
붕소 첨가의 효과는 0.2C-1.5Mn-1.3Si-0.6Al-0.3Mo-0.02Nb 의 기본 조성을 함유하는 합금들 (9 및 10) 의 비교에 의해 조사되었다. 도 7a ~ 도 7d 는 강의 인장 특성들에 대한 B 첨가의 효과를 도시한다. 도 7a 는 MPa 단위의 항복 강도 (YS) 대 ℃ 단위의 어닐링 온도로 샘플 합금들 (8, 9 및 10) 을 나타낸다. 도 7b 는 MPa 단위의 인장 강도 (TS) 대 ℃ 단위의 어닐링 온도로 샘플 합금들 (8, 9 및 10) 을 나타낸다. 도 7c 는 % 단위의 총 연신율 (TE) 대 ℃ 단위의 어닐링 온도로 샘플 합금들 (8, 9 및 10) 을 나타낸다. 도 7d 는 % 단위의 총 연신율 (TE) 대 MPa 단위의 인장 강도 (TS) 로 샘플 합금들 (8, 9 및 10) 을 나타낸다. 도시된 바와 같이, B 첨가는 연성의 손실없이 YS 및 TS 를 증가시킨다. B 첨가는 마르텐사이트를 추가로 경화시키고 미세 조직를 미세화하여 보다 높은 강도에서 더 많은 페라이트를 유지할 수 있게 하는 것으로 보인다. (열간 압연 강들에서 잘 이해되는) Mo-Nb-B 의 시너지 효과는 강도와 연성 사이에서 더 나은 균형에 기여하게 될 수 있다. 하지만, 이들 원소들이 임계간온도들 (intercritical temperatures) 로부터의 냉각 중에 어떻게 변태에 영향을 미치는지에 관한 상세한 데이터/문헌이 없다.
본 발명자들의 목적은 TS > 1180 MPa 에서 총 연신율을 가능한 한 높게 달성하는데 있다. 이 목표를 달성하기 위하여, 도 4b 에 도시된 바와 같이 (잔류 오스테나이트도 역시 기여하지만), 페라이트가 연성에 주된 기여자로 보이기 때문에 미세 조직의 페라이트 분율은 최대화되어야 한다. 하지만, 페라이트 분율이 높을수록 강들은 상기 강들의 보다 낮은 강도로 인하여 보다 연화된다. 따라서, 페라이트와 마르텐사이트는 우수한 연성과 함께 TS > 1180 MPa 에 도달할 수 있도록 최대한 경화되어야 한다. 또한, 야금은 생산자와 소비자 양 방면에서 제조 가능성 측면에서 적절해야 한다. 페라이트의 고용체 경화에 대한 Si 첨가의 효과가 잘 설명되었다. Ms 온도를 감소시키는 합금 원소들과 함께 0.2% 의 보다 높은 탄소 함량은 마르텐사이트의 강도에 기여한다. Nb 의 첨가는 페라이트와 마르텐사이트 모두에 대해 보다 미세 입자들이 생기게 된다. Mn 첨가는 페라이트를 경화시키는데 도움이 된다. 하지만, 이것은 압연된 조직에서 저온 변태 생성물들의 형성을 용이하게 함으로써 역시 고온 밴드들의 강도를 증가시킨다. Mn, Cr 및 Mo 는 최종 미세 조직에서 적절한 양의 마르텐사이트를 달성하기 위하여 최적화되어야 한다. Ac1, Ac3 온도들에 영향을 미치는 C, Mn, Si 및 Al 의 조합은 일반적인 산업 공정 윈도우 (약 750 ~ 850℃) 내에서 어닐링하는 동안 필요한 오스테나이트 분율을 보장하도록 조정되어야 한다. Mn, Si 및 Al 은 또한 스트립의 코팅성을 개선하기 위하여 최소화되어야 한다.
도 8 은 TS-TE 와 YS-TE 의 균형을 보여준다. 도 8 은 % 단위의 총 연신율 (TE) 대 MPa 단위의 항복 강도 (YS) (사각형) 와 인장 강도 (TS) (다이아몬드) 로 모든 샘플 합금들을 나타낸다. 최상의 조합은 TS 약 1180 ~ 1250 MPa, YS 약 550 ~ 650 MPa, 및 TE 약 15 ~ 18% 이다. 인장 결과들에 근거하여, 조성: 0.2C-1.5Mn-1.3Si-0.65Al-0.3Mo-0.02Nb 가 TS 와 TE 의 최상의 조합으로 고려된다. 이 조성 (CT 620℃) 의 고온 밴드 강도는 YS 약 630 MPa 및 TS 약 800 MPa 이다. 어닐링 이후 특성들은 YS 약 550 MPa, TS 약 1250 MPa, 및 TE 약 14 ~ 16% 이다.
항복 강도는 약간 낮아질수도 있지만, 높은 합금량 (보다 낮은 Ms 로 유도됨) 으로 인해 마르텐사이트의 자동 템퍼링의 기회가 적어지고 이것이 영향을 미친다고 생각된다.
선택된 조성 (0.2C-1.5Mn-1.3Si-0.65Al-0.3Mo-0.02Nb) 은 GA 1180 HF 제조에 대한 두 가지 우려를 제기한다: 0.19% C 의 원하는 최대 한계보다 높은 C 및 0.3Mo 첨가로 인한 높은 합금 비용. 따라서, 변경된 조성 (표 4 에 나타낸 0.18C-1.8Mn-1.5Si-0.65Al-0.02Nb-0.15Mo) 이 조사되었다. 개량 합금은 0.15% 의 Mo 가 0.3% Si 및 0.3% Mn 으로 대체된다. 표 5 는 합금 (8) 과 매우 유사한 개량 합금 (7) 의 인장 특성들을 나타낸다. 개량 합금 (8) 의 어닐링된 인장 특성들은 표 6 에 나타낸 바와 같이 합금 (8) 의 어닐링된 인장 특성들과 유사하다. 따라서, 이 변경은 합리적인 것으로 간주된다.
Figure pct00004
Figure pct00005
Figure pct00006
구멍 확장성
선택된 샘플들의 모든 측정들은 30% 최저치의 원하는 목표를 충족시키지 못하는 10% 미만의 HE 를 나타낸다. 네킹 (necking) 이 없고 인장 시편들에서 명백한 취성 파괴가 관찰된다. 이것은 열악한 HE 성능과 관련될 수 있다. 야금학적으로, 미세 조직의 템퍼링의 부재는 낮은 구멍 확장값과 낮은 YS 에 기여한다. 모든 합금들은 높은 합금량들을 갖기 때문에, Ms 온도는 감소되고, 그리고 자동 템퍼핑은 CL HDGL 에서 포스트 갈바닐 냉각 중에 지연된다. 구멍 확장성과 YS 의 개선이 필요하다.
포스트 어닐링의 효과
포스트 배치 어닐링은 마무리 강에 적용되었다. 배치 어닐링 사이클은 25℃/hr 의 속도로 템퍼링 온도들로 가열/냉각하고, 그리고 5 hr 동안 원하는 온도에서 등온 템퍼링하는 것으로 이루어진다. 도 9a 내지 도 9d 는 인장 특성들에 대한 포스트 배치 어닐링의 효과를 도시한다. 도 9a 는 MPa 단위의 항복 강도 (YS) 대 ℃ 단위의 포스트 배치 어닐링 온도로 0.13% 및 0.2% C 를 함유하는 샘플 합금들을 나타낸다. 도 9b 는 MPa 단위의 인장 강도 (TS) 대 ℃ 단위의 포스트 배치 어닐링 온도로 0.13% 및 0.2% C 를 함유하는 샘플 합금들을 나타낸다. 도 9c 는 % 단위의 균일한 연신율 (UEL) 대 ℃ 단위의 포스트 배치 어닐링 온도로 0.13% 및 0.2% C 를 함유하는 샘플 합금들을 나타낸다. 도 9d 는 % 단위의 총 연신율 (EL) 대 ℃ 단위의 포스트 배치 어닐링 온도로 0.13% 및 0.2% C 를 함유하는 샘플 합금들을 나타낸다. 배치 어닐링 온도 (BAT) 의 증가는 YS 를 현저히 개선시키지만, UEL 을 희생시킨다. TE 와 TS 가 약간 감소하는 건 언급할 가치가 있다. 또한, 구멍 확장성은 200℃ 의 BAT 에서 약 17% 로 개선되지만 여전히 충분하지 않고 30% 의 원하는 목표 보다 상당히 낮다. 결과들은 250℃ 이상과 같은 보다 높은 BAT 가 필요함을 나타낸다. 배치 어닐링 공정 (다중 스택 어닐링 동안 핫/콜드 스폿들) 을 사용하는 불균일 온도 문제들이 있을 수도 있음을 주목해야 한다.
이를 회피하기 위하여, 포스트 템퍼링은 인라인 유도 가열 (배치 어닐링 보다 짧은 시간 동안) 에 의해서 적용될 수 있다. 보다 높은 초기 TS 를 갖는 샘플들은 템퍼링으로 인한 TS 의 손실을 보상하기 위하여 사용되었다. 도 10a ~ 도 10d 는 강의 인장 특성들에 대한 짧은 시간 유도 어닐링의 효과를 도시한다.
도 10a 는 MPa 단위의 항복 강도 (YS) 대 ℃ 단위의 포스트 배치 어닐링 온도로 샘플 합금들 (9 및 10) 과 0.15% C 를 함유하는 샘플 합금을 나타낸다. 도 10b 는 MPa 단위의 인장 강도 (TS) 대 ℃ 단위의 포스트 배치 어닐링 온도로 샘플 합금들 (9 및 10) 과 0.15% C 를 함유하는 샘플 합금을 나타낸다. 도 10c 는 % 단위의 균일한 연신율 (UEL) 대 ℃ 단위의 포스트 배치 어닐링 온도로 샘플 합금들 (9 및 10) 과 0.15% C 를 함유하는 샘플 합금을 나타낸다. 도 10d 는 % 단위의 총 연신율 (EL) 대 ℃ 단위의 포스트 배치 어닐링 온도로 샘플 합금들 (9 및 10) 과 0.15% C 를 함유하는 샘플 합금을 나타낸다. 배치 어닐링과 유사하게, 템퍼링은 YS 를 증가시키지만, UEL 을 희생시킨다. 이것은 보다 높은 포스트 템퍼링 온도들이 구멍 확장성을 개선시킨다는 것을 확인시켜준다. 결과들은 300℃ 보다 높은 템퍼링 온도를 제안한다. 포스트 템퍼링 효과의 규모는 강 조성에 좌우된다. 고온에서 포스트 템퍼링이 TS 를 감소시키기 때문에, 초기 TS 는 열처리후 TS > 1180 MPa 를 달성하도록 변경되어야 한다.
개량 합금 (8) (AT = 825℃) 의 어닐링된 패널들은 6 hr 동안 다양한 온도들에서 등온으로 포스트 템퍼링되었다. 도 11a 내지 도 11b 는 인장 특성들 및 구멍 확장성에 대한 포스트 템퍼링 온도의 효과를 도시한다. 도 11a 는 MPa 단위의 항복 강도 (YS) 와 인장 강도 (TS) 대 ℃ 단위의 포스트 배치 어닐링 온도로 TS > 1180 MPa 의 프리 배치 어닐링에 의한 샘플들을 나타낸다. 도 11b 는 % 단위의 총 연신율 (TE) 과 % 단위의 구멍 확장성 대 ℃ 단위의 포스트 배치 어닐링 온도로 TS > 1180 MPa 의 프리 배치 어닐링에 의한 샘플들을 나타낸다. YS 는 350℃ 의 템퍼링 온도까지 급격히 증가되고 나서 감소된다. TS 는 템퍼링 온도가 증가함에 따라 점진적으로 감소되고, 그리고 TE 는 조사된 온도 범위 내에서 비교적 일정하게 유지된다. 구멍 확장성도 역시 점진적으로 개선된다. 이들 결과들에 근거하여, 도 12 에 도시된 특정 플랜트로부터의 배치 어닐링 사이클을 사용하여 추가의 포스트 템퍼링 시뮬레이션이 수행되었다. 도 12 는 ℃ 단위의 온도 대 hr 단위의 시간으로 특정 강 제조 플랜트로부터의 배치 어닐링 사이클을 나타낸다. 의도된 온도가 260℃ (500℉) 인 이 사이클은 긴 어닐링 시간으로 인해 핫 스폿과 콜드 스폿 사이에서 온도차가 없다. 표 7 은 JIS-T 인장 특성들 및 구멍 확장 데이터를 요약한 것이다. 이 저온 포스트 배치 어닐링은 강도 및 연성의 불균일성을 각각 약 20 ~ 30 MPa 및 약 1% 만큼 도입한다. 이런 불균일성은 코일 길이를 따라서 예상 변화와 매우 유사하다. 하지만, 포스트 배치 어닐링 후 TS > 1180 MPa 를 보장하기 위해서는 보다 높은 초기 TS 가 필요하다. 0.2% 만큼 Mn 의 증가는 포스트 배치 어닐링시 인장 강하를 수용하기 위해 약 80 MPa 의 추가 인장 강도를 제공할 것이다.
Figure pct00007
실시예들
약어:
- UTS (MPa) 는 압연 방향에 대하여 종방향으로 인장 시험에 의해서 측정된 극한 인장 강도를 나타내고,
- YS (MPa) 는 압연 방향에 대하여 종방향으로 인장 시험에 의해서 측정된 항복 강도를 나타내고,
- TEI (%) 는 총 연신율을 나타낸다.
UTS, YS 및 Tel 은 몇 가지 시험들을 통해 측정될 수 있다. 실시예 1 및 실시예 2 에 사용된 시험들은 JIS-T 표준에 따른 반면, 실시예 3 에 사용된 시험은 ISO 표준들에 따른다.
- HE (%) 는 구멍 확장성을 나타낸다. 이런 시험은 직경이 45 mm 이고 원추형 부분이 있는 원통형 부분으로 제조된 원추 펀치의 도움으로 수행될 수 있다. 이런 펀치는 시험할 강 시트 아래에 위치되어 있고, 이 강 시트에는 초기 직경 (Do) 이 10 mm 인 구멍이 미리 제공되어 있다. 그 다음에, 원추 펀치는 이런 구멍내로 위쪽으로 이동되고 처음 횡단 균열이 나타날 때까지 상기 구멍을 확장한다. 그 다음에, 구멍의 최종 직경 (D) 은 측정되고, 그리고 구멍 확장성은 이하의 관계를 사용하여 계산된다: 이런 시험을 수행하는 또 다른 가능성은 직경이 75 mm 인 실린더로 제조된 소위 편평한 펀치를 사용하는데 있고 모든 다른 조건들은 비슷하다.
- 미세 조직들은 2% Nital 에칭을 사용하여 1/4 두께 위치에서 SEM 을 사용하여 관찰되었고, 그리고 이미지 분석에 의해서 정량화되었다.
실시예 1
반제품들은 강 캐스팅들로 제조되었다. wt% 로 나타낸 반제품들의 화학 조성들은 하기 표 8 에 나타난다. 표 8 의 강 조성들의 잔부는 철 및 용련으로 인한 불가피한 불순물들로 이루어진다.
Figure pct00008
표 8 : 화학 조성 (wt%, B 는 ppm).
조성 (A 내지 D) 의 잉곳들은 초기에 20 mm 두께의 플레이트들로 열간 압연되었다. 그 다음에, 플레이트들은 재가열되고 3.8 mm 로 다시 열간 압연되었다. 그 다음에, 열간 압연된 강 플레이트들은 냉간 압연되고 어닐링되었다. 실행된 공정 매개 변수들은 다음과 같다:
- 마무리 압연 온도 : 875℃
- 권취 온도 : 580℃
- 냉간 압연 압하율 : 약 50%
- 어닐링 동안의 균열 온도 : 825℃
- 어닐링 동안의 균열 지속 시간 : 150 초.
어닐링 후, 용융 아연욕에서 고온 침지 갈바나이징에 의한 코팅은 460℃ 의 온도에서 강 시트들을 가열한 후 575℃ 에서 갈바닐링 처리에 의해서 시뮬레이션되었다.
강 시트들 (A 내지 D) 의 미세 조직은 2가지 상이한 방식들에 의해서 포스트 템퍼링을 하기 전에, 하기 표 9 에 주어진 표면 비율로 페라이트 (베이니틱 페라이트를 포함), 마르텐사이트 및 MA 섬들을 함유한다. 이런 표면 분율들은 이들 상들 내부에서 탄소 농도를 단지 변경시키는 포스트 템퍼링 후에 변화되지 않는다.
Figure pct00009
표 9 : 미세 조직들 (표면%)
배치 어닐링에 의한 포스트 템퍼링
한 세트의 강 시트들 (A) 의 포스트 템퍼링은 배치 어닐링 노에서 코일과 같은 강들을 가열함으로써 수행되었다. 템퍼링 전후의 가열 속도 및 냉각 속도는 25℃/h 의 속도로 수행되었고, 등온 템퍼링은 5 hr 동안 원하는 온도에서 수행되었다.
포스트 템퍼링 처리가 인장 강도 및 총 연신율을 약간 감소시키지만, 특히 항복 강도 및 구멍 확장성 특성들을 증가시킨다는 것은 표 10 으로부터 알 수 있다. 실제로, 템퍼링이 없는 샘플 (A) 의 구멍 확장성은 강이 너무 부서지기 쉽기 때문에 측정될 수 없었다.
Figure pct00010
표 10 : 기계적 특성들 - nm : 측정되지 않음
유도 가열에 의한 포스트 템퍼링
한 세트의 강 시트들 (B 내지 D) 의 포스트 템퍼링은 표 11 에 명시된 시간 동안 유지된 원하는 온도에 도달시키도록 강 시트들을 유도 가열함으로써 수행되었다.
Figure pct00011
표 11 : 기계적 특성들 - HE : 원추 펀치
포스트 템퍼링 처리가 인장 강도를 약간 감소시키지만, 특히 항복 강도 및 구멍 확장성 특성들을 증가시킨다는 것은 표 11 로부터 알 수 있다. 템퍼링이 없는 샘플들 (B, C 및 D) 의 구멍 확장성은 강이 너무 부서지기 쉽기 때문에 측정될 수 없었다.
실시예 2
반제품들은 강 캐스팅들로 제조되었다. wt% 로 나타낸 반제품들의 화학 조성들은 하기 표 12 에 나타난다. 표 12 의 강 조성들의 잔부는 철 및 용련으로 인한 불가피한 불순물들로 이루어진다.
Figure pct00012
표 12 : 화학 조성 (wt%, B 는 ppm).
조성 (5) 의 잉곳은 초기에 20 mm 두께의 플레이트들로 열간 압연되었다. 그 다음에, 플레이트들은 재가열되고 3.8 mm 로 다시 열간 압연되었다. 그 다음에, 열간 압연된 강 플레이트들은 냉간 압연되고 어닐링되었다. 실행된 공정 매개 변수들은 다음과 같다:
- 마무리 압연 온도 : 930℃
- 권취 온도 : 680℃
- 냉간 압연 압하율 : 약 50%
- 어닐링 동안의 균열 온도 : 825℃
- 어닐링 동안의 균열 지속 시간 : 150 초.
어닐링 후, 용융 아연욕에서 고온 침지 갈바나이징에 의한 코팅은 460℃ 의 온도에서 욕에서 수행된 후 갈바닐링 처리가 이어졌다.
강 시트들 (E) 의 미세 조직은 배치 어닐링에 의해서 포스트 템퍼링을 하기 전에, 본 발명에 따른 표면 비율로 페라이트 (베이니틱 페라이트를 포함), 마르텐사이트 및 MA 섬들을 함유한다. 이런 표면 분율들은 이들 상들 내부에서 탄소 농도를 단지 변경시키는 포스트 템퍼링 후에 변화되지 않는다.
배치 어닐링에 의한 포스트 템퍼링
한 세트의 강 시트들 (5) 의 포스트 템퍼링은 배치 어닐링 노에서 코일과 같은 스틸들을 가열함으로써 수행되었다. 등온 템퍼링은 5 hr 동안 원하는 온도에서 수행되었다. 그 다음에, 조질 압연은 0.3% 연신율로 수행되었다.
Figure pct00013
표 13 : 기계적 특성들 - nm : 측정되지 않음 - HE : 원추 펀치
포스트 템퍼링 처리가 인장 강도 및 총 연신율을 약간 감소시키지만, 특히 항복 강도 및 구멍 확장성 특성들을 증가시킨다는 것은 표 13 으로부터 알 수 있다. 실제로, 템퍼링이 없는 샘플 (5) 의 구멍 확장성은 강이 너무 부서지기 쉽기 때문에 측정될 수 없었다.
이런 포스트 템퍼링 후에, 갈바닐링된 코팅들은 손상되지 않았고, 그리고 이들 코팅의 철 함량은 포스트 템퍼링으로 인한 현저한 증가없이 11% 였다.
실시예 3
반제품들은 강 캐스팅으로 제조되었다. wt% 로 나타낸 반제품들의 화학 조성은 하기 표 14 에 나타난다. 표 14 의 강 조성들의 잔부는 철 및 용련으로 인한 불가피한 불순물들로 이루어진다.
Figure pct00014
표 14 : 화학 조성 (wt%).
조성 (F) 의 잉곳들은 초기에 4 mm 두께의 플레이트들로 열간 압연되었다. 그 다음에, 열간 압연된 강 플레이트들은 냉간 압연되고 어닐링되었다. 실행된 공정 매개 변수들은 다음과 같다:
- 마무리 압연 온도 : 900℃
- 권취 온도 : 550℃
- 냉간 압연 압하율 : 약 50%
- 어닐링 동안의 균열 온도 : 850℃
- 어닐링 동안의 균열 지속 시간 : 100 초.
어닐링 후, 용융 아연욕에서 고온 침지 갈바나이징에 의한 코팅은 455℃ 의 침지 온도로 수행된 후 540℃ 에서 갈바닐링 처리가 이어졌다.
강 시트 (F) 의 미세 조직은 2 가지 상이한 방식들에 의해서 포스트 템퍼링을 하기 전에 71% 의 페라이트 (베이니틱 페라이트 포함), 20% 의 마르텐사이트 및 9% 의 오스테나이트를 함유한다. 이런 표면 분율들은 이들 상들 내부에서 탄소 농도를 단지 변경시키는 포스트 템퍼링 후에 변화되지 않는다.
배치 어닐링에 의한 포스트 템퍼링
제 1 세트의 강 시트들 (E) 의 포스트 템퍼링은 배치 어닐링 노에서 코일과 같은 강들을 가열함으로써 수행되었다. 등온 템퍼링은 8 hr 동안 원하는 온도에서 수행되었다.
Figure pct00015
표 15 : 기계적 특성들 - HE : 편평한 펀치
구멍 확장성은 원추 펀치보다 더 거친 시험인 편평한 펀치에 의해서 측정되었고, 이 조건에 따른 것 보다 낮은 값들을 나타냈다. 하지만, 추세들은 어떤 시험이 사용되던지 간에 비슷하다.
포스트 템퍼링 처리가 인장 강도를 약간 감소시키지만, 특히 500℃ 까지 항복 강도 및 구멍 확장성 특성들을 증가시킨다는 것은 표 15 로부터 알 수 있다. 이런 포스트 템퍼링 후에, 갈바닐링된 코팅들은 손상되지 않았고, 그리고 이들 코팅의 철 함량은 포스트 템퍼링으로 인한 현저한 증가없이 10% 였다.
유도 가열에 의한 포스트 템퍼링
제 2 세트의 강 시트들 (E) 의 포스트 템퍼링은 표 16 에 명시된 시간 동안 유지된 원하는 온도에 도달시키도록 강 시트들을 유도 가열함으로써 수행되었다.
Figure pct00016
표 16 : 기계적 특성들 - HE : 원추 펀치
포스트 템퍼링 처리가 인장 강도를 약간 감소시키지만, 특히 항복 강도 및 구멍 확장성 특성들을 증가시킨다는 것은 표 16 으로부터 알 수 있다.
이런 포스트 템퍼링 후에, 갈바닐링된 코팅들은 손상되지 않았고, 그리고 이들 코팅의 철 함량은 포스트 템퍼링으로 인해 현저한 증가없이 10% 였다.
표 17 은 코팅된 그리고 288℃ 에서 포스트 어닐링 후 아연 도금 강 시트의 특성들을 나타낸다. 알 수 있는 바와 같이, 어닐링은 코팅된 시트와 비교하여 적어도 30%, 바람직하게는 40% 만큼 항복 강도를 증가시켰다. 또한, 어닐링은 코팅된 시트와 비교하여 적어도 25%, 바람직하게는 적어도 40% 의 총 연신율을 증가시켰다. 마지막으로, 어닐링은 코팅된 시트와 비교하여 적어도 80%, 바람직하게는 95% 의 구멍 확장성을 증가시켰다.
Figure pct00017
본 발명에 따른 강 시트들은 자동차 산업에서 구조용 또는 안전용 부품들의 제조에 유리하게 사용될것이다. 본 명세서에서 설명된 개시는 본 발명의 전폭적인 개시를 목적으로 기술된 상세한 실시 형태들의 형태로 제공되고, 그리고 이런 세부 사항은 첨부된 청구범위에서 설명되고 규정된 본 발명의 진정한 범위를 제한하는 것으로 해석되어서는 안된다.

Claims (11)

  1. 냉간 압연되고 코팅되고 포스트 어닐링된 강 시트로서,
    (wt% 로) C 0.1 ~ 0.3%; Mn 1 ~ 3%; Si 0.5 ~ 3.5%; Al 0.05 ~ 1.5% 를 포함하고; Mo+Cr 은 0 ~ 1.0% 사이이고; 그리고 Mo+Cr 은 0.2 ~ 0.5% 사이인 냉간 압연 강 시트; 및
    상기 냉간 압연 강 시트 상의 아연 또는 아연 합금 코팅을 포함하고;
    코팅된 상기 냉간 압연 강 시트는 냉간 압연, 상기 냉간 압연 강 시트를 아연 코팅, 그리고 상기 아연 코팅의 적용 후에 상기 냉간 압연 강 시트를 어닐링함으로써 형성되고,
    상기 어닐링은 코팅되고 냉간 압연된 강 시트와 비교하여 어닐링되고 냉간 압연되고 코팅된 강 시트의 항복 강도를 적어도 30% 만큼 증가시키고, 그리고 상기 코팅되고 냉간 압연된 강 시트와 비교하여 상기 어닐링되고 냉간 압연되고 코팅된 강 시트의 구멍 확장성을 적어도 80% 만큼 증가시키는데 충분한 시간 기간 동안 150 ~ 650℃ 의 온도에서 수행되는, 냉간 압연되고 코팅되고 포스트 어닐링된 강 시트.
  2. 제 1 항에 있어서,
    상기 어닐링은 150 ~ 450℃ 의 온도에서 수행되는, 냉간 압연되고 코팅되고 포스트 어닐링된 강 시트.
  3. 제 2 항에 있어서,
    상기 어닐링은 200 ~ 400℃ 의 온도에서 수행되는, 냉간 압연되고 코팅되고 포스트 어닐링된 강 시트.
  4. 제 1 항에 있어서,
    상기 어닐링은 상기 코팅되고 냉간 압연된 강 시트와 비교하여 상기 어닐링되고 냉간 압연되고 코팅된 강 시트의 상기 항복 강도를 적어도 40% 만큼 증가시키는데 충분한 시간 기간 동안 수행되는, 냉간 압연되고 코팅되고 포스트 어닐링된 강 시트.
  5. 제 1 항에 있어서,
    상기 어닐링은 상기 코팅되고 냉간 압연된 강 시트와 비교하여 상기 어닐링되고 냉간 압연되고 코팅된 강 시트의 상기 구멍 확장성을 적어도 95% 만큼 증가시키는데 충분한 시간 기간 동안 수행되는, 냉간 압연되고 코팅되고 포스트 어닐링된 강 시트.
  6. 제 1 항에 있어서,
    상기 어닐링은 코팅된 시트와 비교하여 상기 어닐링되고 냉간 압연되고 코팅된 강 시트의 총 연신율을 적어도 25% 만큼 증가시키는데 충분한 시간 기간 동안 수행되는, 냉간 압연되고 코팅되고 포스트 어닐링된 강 시트.
  7. 제 6 항에 있어서,
    상기 어닐링은 상기 코팅된 시트와 비교하여 상기 어닐링되고 냉간 압연되고 코팅된 강 시트의 총 연신율을 적어도 40% 만큼 증가시키는데 충분한 시간 기간 동안 수행되는, 냉간 압연되고 코팅되고 포스트 어닐링된 강 시트.
  8. 제 1 항에 있어서,
    상기 냉간 압연 강 시트는 C 0.15 ~ 0.25% 를 포함하는, 냉간 압연되고 코팅되고 포스트 어닐링된 강 시트.
  9. 제 1 항에 있어서,
    상기 냉간 압연 강 시트는 Mn 2 ~ 2.5% 를 포함하는, 냉간 압연되고 코팅되고 포스트 어닐링된 강 시트.
  10. 제 1 항에 있어서,
    상기 냉간 압연 강 시트는 Si 1.5 ~ 2.5% 를 포함하는, 냉간 압연되고 코팅되고 포스트 어닐링된 강 시트.
  11. 제 1 항에 있어서,
    상기 냉간 압연 강 시트는 Al 0.05 ~ 1.0% 를 포함하는, 냉간 압연되고 코팅되고 포스트 어닐링된 강 시트.
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