KR20180043331A - 열간 프레스용 아연도금 강판 및 열간 프레스 성형품의 제조 방법 - Google Patents

열간 프레스용 아연도금 강판 및 열간 프레스 성형품의 제조 방법 Download PDF

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KR20180043331A
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가부시키가이샤 고베 세이코쇼
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Abstract

열간 프레스 공정에서, LME 균열의 발생을 억제하기 위한 가열을 단시간으로 할 수 있는 아연도금 강판, 및 해당 아연도금 강판을 이용하여 열간 프레스를 행해서 얻어지는 열간 프레스용 아연도금 강판을 제공한다. 본 개시의 열간 프레스용 아연도금 강판은, 열간 프레스에 이용되는 아연도금 강판으로서, 아연도금층과 소지 강판의 계면으로부터 소지 강판측에 내부 산화물이 존재하고, 또한 상기 소지 강판이, 규정된 C, Si, Mn 및 Cr을 포함하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지며, 추가로 하기 식(1)을 만족시키는 데에 특징을 갖는다.
(2×[Si]/28.1+[Mn]/54.9+1.5×[Cr]/52.0)≥0.05···(1)
상기 식(1)에 있어서, [Si]는 소지 강판의 질량%로의 Si 함유량, [Mn]은 소지 강판의 질량%로의 Mn 함유량, [Cr]은 소지 강판의 질량%로의 Cr 함유량을 나타낸다.

Description

열간 프레스용 아연도금 강판 및 열간 프레스 성형품의 제조 방법
본 개시는 열간 프레스용 아연도금 강판 및 열간 프레스 성형품의 제조 방법에 관한 것이다.
근년, 자동차 경량화를 위해서 보디에의 고강도 강의 적용이 진행되어, 인장 강도가 980MPa을 초과하는 강판의 적용이 확대되고 있다. 그러나 고강도화함에 따라, 부품 가공 시의 금형 수명 저하나, 스프링백에 의한 형상 격차가 커지는 등의 문제가 있었다.
그래서, 이른바 열간 프레스 또는 핫 스탬프라고 불리는 공법이 개발되어, 특히 인장 강도 1470MPa 이상의 부품의 공법으로서 확산되고 있다. 해당 공법에서는, 저강도의 강판을 프레스 성형 전에 Ac1점 이상, 예를 들면 약 900℃ 정도 이상으로 가열하여 오스테나이트화하고 나서 고온역에서 성형한다. 이에 의해, 변형 저항을 저감할 수 있고, 또한 스프링백도 저감할 수 있으며, 나아가서는 성형과 동시에 담금질되기 때문에 고강도도 확보할 수 있다.
한편, 자동차 구조재 중, 고내식성이 요구되는 사이드 멤버, 사이드 실, 크로스 멤버 및 필러 하부 등은 희생 방식 효과가 필수여서, 종래부터, 아연도금 강판을 이용한 냉간 가공 부품이 적용되어 왔다. 그러나 근년, 상기 사이드 멤버 등의 부품에 대해서도, 아연도금 강판을 핫 스탬프 프로세스로 부품 성형하여, 고강도이면서 고내식성을 갖는 부품을 얻을 것이 요구되고 있다.
그렇지만, 아연도금 강판을 열간 프레스에 제공하면, 900℃의 고온에서 액화된 아연에 의해 강판이 취화되는, LME(Liquid Metal Embrittlement, 액체 금속 취화)에 의해 성형 시에 균열이 발생하여, 부품에 요구되는 내충격 특성이나 피로 강도가 저하되는 것과 같은 문제가 있다. 따라서 열간 프레스에의 아연도금 강판의 적용은 그다지 진행되고 있지 않는 것이 현 상태이다.
이 문제를 회피하는 수법으로서, 예를 들면 특허문헌 1에는, 아연도금 상에 연성(延性)층을 마련하는 것이 나타나 있다. 특허문헌 1에 있어서, 이 연성층은, 오스테나이트화를 위한 가열 및/또는 성형 및 냉각 중에, 상기 스트립의 표면 산화에 의해 상기 경화성 스틸로부터 표면적으로 미소 균열이 더 이상 생기지 않을 정도로 양호하게 장력을 분산시키는 것이 가능하다고 나타나 있다. 그렇지만, 이 특허문헌 1에서 형성할 수 있는 연성층은 10μm 정도가 한도이다. 이와 같이 연성층이 얇으면, 열간 프레스 전의 가열 공정에서, 아연도금과 지철의 급속한 합금화에 의해 상기 연성층이 소실되어, 열간 프레스에 있어서 LME 균열의 발생을 충분히 억제하는 것은 어렵다고 생각된다.
특허문헌 2에는, 아연도금 강판을 이용해서 열간 성형을 행하는 방법으로서, 1 - 강대를 준비하는 공정과, 2 - 상기 강을 아연 또는 아연 합금의 층으로 피복하는 공정과, 3 - 상기 피복강을, 300℃와 해당 강의 Ac1 온도 사이의 온도로 가열하는 공정과, 4 - 공정 1, 2 또는 3 후에 상기 강대로부터 블랭크를 절취하는 공정과, 5 - 상기 블랭크를, 상기 강의 Ac1 온도를 초과하는 온도로 가열하는 공정과, 6 - 상기 블랭크를 부품으로 열간 성형하는 공정과, 7 - 상기 열간 성형한 부품을 경화시키는 공정을 포함하여 이루어지는 방법이 나타나 있다. 해당 방법에서는, 열간 성형 전의 공정 3에서, 300℃ 이상, 강재의 Ac1점 이하에서 가열하여, 아연과 철의 확산층을 형성시키는 것에 의해, 성형 시의 액체 아연의 양을 줄이는 것이 나타나 있다. 그러나 이 방법에서는, 도금 처리 후에, 종래의 합금화 용융 아연도금 강판보다도 복잡하면서 장시간의 가열이 필요하기 때문에, 생산성의 저하나 비용의 증가를 초래한다고 생각된다.
본 출원인도, 특허문헌 3에서, 열간 성형 전에 소정 시간 이상의 가열을 행하는 것에 의해, LME를 억제하는 기술을 제안하고 있다. 그러나, 열간 성형 프로세스의 과제인 생산성이나 비용을 고려하여, 가열로의 체재 시간을 보다 짧게 하는 등, 생산성을 높이기 위한 더한층의 검토가 요구되고 있다.
특허문헌 4에는, 열처리를 의도한 강판 제품에 있어서, 상기 강판 제품의 자유 표면 중 적어도 1개에 개별적인 마무리 피막이 도포되고 있다. 상기 마무리 피막은, 비(卑)금속의 적어도 1종의 산화물 화합물, 질화물 화합물, 황화물 화합물, 황산염 화합물, 탄화물 화합물, 탄산염 화합물, 불화물 화합물, 수화물 화합물, 및 수산화물 화합물 또는 인산염 화합물을 포함하는 것이 나타나 있다. 구체적으로는, 아연도금의 표면에 상기 마무리 피막을 도포하는 것에 의해, 가열 시의 열흡수능력을 높여 단시간에 가열할 수 있는 기술이 나타나 있다. 그러나 이 방법에서는, 담금질이 가능한 오스테나이트 온도에 단시간에 도달할 수는 있지만, LME를 억제하는 효과는 얻어지지 않는다고 생각된다.
일본 특허공표 2011-508824호 공보 일본 특허공표 2012-512747호 공보 일본 특허공개 2014-159624호 공보 일본 특허공표 2014-512457호 공보
본 개시는 상기와 같은 사정에 주목하여 이루어진 것으로, 그 목적은, 열간 프레스 공정에서, LME 균열의 발생을 억제하기 위한 가열을 단시간으로 할 수 있는 열간 프레스용 아연도금 강판, 및 해당 아연도금 강판을 이용하여 열간 프레스를 행해서 얻어지는 열간 프레스 성형품의 제조 방법을 제공하는 것에 있다. 이하, LME 균열의 발생을 억제하는 것을 간단히 「LME 억제」라고 하는 경우가 있다.
상기 과제를 해결할 수 있었던 본 개시의 아연도금 강판은, 열간 프레스에 이용되는 아연도금 강판으로서, 아연도금층과 소지 강판의 계면으로부터 소지 강판측에 내부 산화물이 존재하고, 또한 상기 소지 강판이, 질량%로,
C: 0.10∼0.5%,
Si: 0.50∼2.5%,
Mn: 1.0∼3%, 및
Cr: 0∼1.0%
를 포함하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지며, 추가로 하기 식(1)을 만족시키는 데에 특징을 갖는다.
(2×[Si]/28.1+[Mn]/54.9+1.5×[Cr]/52.0)
≥0.05···(1)
상기 식(1)에 있어서, [Si]는 소지 강판의 질량%로의 Si 함유량, [Mn]은 소지 강판의 질량%로의 Mn 함유량, [Cr]은 소지 강판의 질량%로의 Cr 함유량을 나타낸다.
상기 아연도금층과 소지 강판의 계면으로부터 소지 강판측에 내부 산화물이 존재하는 최대 깊이는, 5μm 이상인 것이 바람직하다.
상기 아연도금층과 소지 강판의 계면으로부터 소지 강판측에 내부 산화물이 존재하는 최대 깊이를 aμm, 아연도금 부착량을 편면당 bg/m2로 했을 때, 하기 식(2)를 만족시키는 것이 바람직하다.
a≥0.30×b···(2)
상기 소지 강판은, 추가로 다른 원소로서, 하기 (I)∼(IV) 중의 적어도 하나를 포함하고 있어도 된다.
(I) 질량%로, Al: 0% 초과 0.5% 이하
(II) 질량%로, B: 0% 초과 0.0050% 이하, Ti: 0% 초과 0.10% 이하, 및 Mo: 0% 초과 1% 이하로 이루어지는 군으로부터 선택되는 1종 이상의 원소
(III) Nb, Zr 및 V로 이루어지는 군으로부터 선택되는 1종 이상의 원소를, 질량%로, 합계로 0% 초과 0.10% 이하
(IV) Cu 및 Ni로 이루어지는 군으로부터 선택되는 1종 이상의 원소를, 질량%로, 합계로 0% 초과 1% 이하
본 개시에는, 상기 열간 프레스용 아연도금 강판을 이용하여 열간 프레스를 행해서 얻어지는 열간 프레스 성형품의 제조 방법도 포함된다.
본 개시에 의하면, 아연도금 강판을 이용한 열간 프레스 시에, LME 억제를 위한 가열 시간을 단축할 수 있다. 그 결과, 아연도금 강판을 이용해서, 종래보다도 생산성 좋게 열간 프레스를 행하여, 고강도이면서 고내식성을 갖는 열간 프레스 성형품을 제조할 수 있다.
도 1은 실시예에 있어서의 LME 평가를 위한 굽힘 가공을 나타낸 개략 설명도이다.
도 2는 실시예에 있어서의 굽힘 가공 후의 L 굽힘재로부터의 관찰 시료 채취 위치를 나타내는 도면이다.
도 3은 실시예에 있어서의 LME 크랙 깊이의 측정 위치를 설명하는 도면이다.
발명자들은 상기 과제를 해결하기 위해서 예의 연구를 거듭했다. 그 결과, 아연도금 강판에 있어서의 아연도금층과 소지 강판의 계면으로부터 소지 강판측에, 내부 산화물이 존재한 상태, 바람직하게는 내부 산화물이 상기 계면으로부터 일정 깊이 이상에 걸쳐 분산된 상태로 하면, 이 아연도금 강판을 이용한 열간 프레스 공정에서, LME 억제를 위한 가열의 시간을 단축할 수 있음을 발견했다.
상기 내부 산화물은, Si, Mn 및 Cr과 같은 이(易)산화성 원소를 적어도 포함하는 산화물이다. 이 내부 산화물은 소지 강판에 있어서의 결정 입계와 결정 입내에 존재하는 산화물을 대상으로 하고, 관찰 방법은 후기의 실시예에 나타내는 대로이다.
상기 내부 산화물을 소지 강판에 존재시키는 것에 의해, LME 억제를 위한 가열의 시간을 단축할 수 있는 것에 대해, 그 기구는 완전히는 해명되어 있지 않지만, 다음과 같이 생각된다. 즉, 열간 프레스의 프로세스에 있어서 특히 LME가 발생하기 쉬운 것은, 가공 시에 액체 아연이 많이 존재하는 경우이다. 열간 프레스 전의 가열에 의해, 아연도금층과 소지 강판 사이에 아연과 철의 합금화 반응이 일어나, 융점이 높은 합금층이 형성되는 것에 의해, 가공 시의 액체 아연량이 저감되어 LME가 억제되는 경향이 있다. 발명자들은, 상기 Si 등의 이산화성 원소가 선택적으로 산화되어 생긴 내부 산화물이, 소지 강판에 존재하는 것에 의해, 상기 합금화 반응이 촉진됨을 발견했다. 이 때문에, 열간 프레스 전의 가열이 단시간이더라도, 합금층이 형성되어서 상기 액체 아연량이 충분히 저감되어, LME 균열의 발생이 억제되었다고 추정된다.
상기 내부 산화물이, 아연도금층과 소지 강판의 계면으로부터 소지 강판측에보다 깊게 분산된 상태로 할수록, 바꾸어 말하면 소지 강판에 있어서의 내부 산화물이 분산된 영역이 클수록, 전술한 합금화 반응이 보다 일어나기 쉽다고 생각된다. 따라서 본 발명의 실시형태에서는, 상기 아연도금층과 소지 강판의 계면으로부터 소지 강판측에 내부 산화물이 존재하는 최대 깊이를, 바람직하게는 5μm 이상으로 했다. 해당 최대 깊이는, 후기의 실시예에서 측정되는 대로, 판 두께 단면 방향에 있어서, 상기 아연도금층과 소지 강판의 계면으로부터의, 내부 산화물이 존재하는 최대 깊이를 말한다. 이하에서는, 상기 「내부 산화물이 존재하는 최대 깊이」를 간단히 「내부 산화 깊이」라고 하는 경우가 있다. 이 내부 산화 깊이는 보다 바람직하게는 8μm 이상, 더 바람직하게는 10μm 이상이다. 한편, 제조 조건 등을 고려하면, 내부 산화 깊이의 상한은 대략 70μm가 된다.
요구되는 LME 억제 효과의 정도는, 성형 조건이나, 필요한 방청 성능에 응한 아연도금 부착량에 따라서도 상이하다, 그러나 어느 경우여도, 본 발명의 실시형태의 아연도금 강판을 이용하면, LME 억제에 필요한 가열 시간을 종래보다도 단축할 수 있다.
바람직하게는 아연도금 부착량에 응한 내부 산화 깊이로 하는 것에 의해, LME 억제 효과를 보다 확실히 발휘시킬 수 있다. 구체적으로는, 상기 아연도금층과 소지 강판의 계면으로부터 소지 강판측에 내부 산화물이 존재하는 최대 깊이를 aμm, 아연도금의 부착량을 편면당 bg/m2로 했을 때, 하기 식(2)를 만족시키도록 하는 것이 바람직하다.
a≥0.30×b···(2)
상기 식(2)에 대해 설명한다. 열간 프레스 공정의 가열 프로세스에서, 아연도금 강판의 아연도금층이 모두 합금화된 경우, 얻어지는 합금 도금층의 조성은 대체로 Fe 70질량% 및 Zn 30질량%이다. 소지 강판에 있어서, 이 상태가 될 때까지 아연도금층을 합금화시키는 데 필요한, 소지 강판의 철량에 상당하는 깊이까지, 내부 산화물을 존재시키면, LME 억제 효과를 최대한으로 발휘할 수 있다고 생각했다. 그 깊이 aμm는, 아연의 편면당의 평량 bg/m2에 대해서, a=0.3×b이다. 이것은, aμm 두께의 Fe층과의 질량비로 7:3이 되는 Zn량이 b=(3.3×a)g/m2에 상당하는 것에 의한다. 상기 식(2)는 이와 같은 사고방식에 기초하는 것이다. 예를 들면, 일반적인 자동차용 부품으로서 충분한 방청 성능을 발휘하는 편면당 80g/m2의 아연도금 부착량이면, LME를 최대한으로 억제할 수 있는 내부 산화 깊이는 24μm가 된다. 내부 산화 깊이 a는 0.30×b 이상이면 되고, 그 상한은 특별히 한정되지 않지만, 0.30×b보다 충분히 깊어져도, LME 억제 효과는 포화된다.
상기 내부 산화물을 형성하기 위해서는, 아연도금 강판에 있어서의 소지 강판이, 하기에 나타내는 성분 조성, 특히, 규정된 식(1)을 만족시키도록 할 필요가 있다. 또한 아연도금 강판의 제조 조건에 있어서, 후술하는 대로, 열간 압연 후의 권취 조건 등을 제어하는 것이 권장된다.
소지 강판의 성분 조성
우선, 아연도금 강판에 있어서의 소지 강판의 성분 조성에 대해 설명한다. 이하, 성분 조성에 있어서의 「%」는 「질량%」를 의미한다.
C: 0.10∼0.5%
C는 고용 강화 원소로서, 열간 프레스 후의 강판, 즉 열간 프레스 성형품의 고강도화에 기여하는 원소이다. 열간 프레스에 의해, 원하는 980MPa 이상의 고강도를 얻기 위해, C량의 하한을 0.10% 이상으로 한다. C량의 하한은 바람직하게는 0.13% 이상, 보다 바람직하게는 0.15% 이상, 더 바람직하게는 0.17% 이상이다. 그렇지만, C량이 과잉이 되면, 열간 프레스 성형품의 용접성이 저하되기 때문에, 그 상한을 0.5% 이하로 한다. C량의 상한은 바람직하게는 0.40% 이하, 보다 바람직하게는 0.35% 이하, 더 바람직하게는 0.30% 이하이다.
Si: 0.50∼2.5%
Si는 열간 프레스 성형품의 스폿 용접부의 접합 강도 향상에 기여하는 원소이다. 또한 Si는 열간 프레스의 서랭 공정에 있어서의 템퍼링을 방지하여, 열간 프레스 성형품의 강도를 유지하는 효과도 갖고 있다. 더욱이 Si는 잔류 오스테나이트를 생성하여 부품의 연성 향상에도 기여하는 원소이다. 이들 효과를 유효하게 발휘시키기 위해, Si량의 하한을 0.50% 이상으로 한다. Si량의 하한은 바람직하게는 0.70% 이상이고, 보다 바람직하게는 0.80% 이상, 더 바람직하게는 0.90% 이상, 보다 더 바람직하게는 1.0% 이상이다. 그렇지만, Si량이 과잉이 되면, 강도가 지나치게 높아져 소지 강판, 즉, 열연 산세 강판 또는 냉연 강판의 제조 시의 압연 부하가 증대한다. 게다가, 열간 압연 시에, 소지 강판 표면에 SiO2를 포함하는 스케일이 발생하여, 도금 후의 강판의 표면 성상이 악화된다. 따라서 Si량의 상한을 2.5% 이하로 한다. Si량의 상한은 바람직하게는 2.3% 이하이고, 보다 바람직하게는 2.1% 이하이다.
Mn: 1.0∼3%
Mn은 담금질성을 높여, 열간 프레스 성형품의 고강도 격차를 억제하기 위해서 유용한 원소이다. 또한 Mn은 후술하는 도금의 합금화 처리에 있어서 합금화를 촉진시켜, 도금층 중의 Fe 농도 확보에 기여하는 원소이기도 하다. 이와 같은 작용을 유효하게 발휘시키기 위해, Mn량의 하한을 1.0% 이상으로 한다. Mn량의 바람직한 하한은 1.2% 이상, 보다 바람직한 하한은 1.5% 이상, 더 바람직하게는 1.7% 이상이다. 한편, Mn량이 과잉이 되면, 강도가 지나치게 높아져 소지 강판 제조 시의 압연 부하가 증대하기 때문에, 그 상한을 3% 이하로 한다. Mn량의 바람직한 상한은 2.8% 이하, 보다 바람직한 상한은 2.5% 이하이다.
Cr: 0∼1.0%
열간 프레스 성형품의 담금질성은 상기 양의 C와 Mn을 함유시키는 것에 의해 충분히 확보할 수 있지만, 담금질성을 더 향상시키기 위해 Cr을 함유시켜도 된다. 또한 Cr은 열간 프레스 성형품에 있어서의 경도 격차의 저감도 기대할 수 있는 원소이다. 이들 작용을 유효하게 발휘시키기 위해서는, Cr량의 하한을 0.01% 이상으로 하는 것이 바람직하다. Cr량의 하한은 보다 바람직하게는 0.05% 이상, 더 바람직하게는 0.10% 이상이다. 그렇지만, Cr량이 과잉이 되면, 상기 효과가 포화됨과 더불어, 비용도 상승하기 때문에, 그 상한을 1.0% 이하로 한다. Cr량의 상한은 바람직하게는 0.5% 이하, 보다 바람직하게는 0.3% 이하이다.
Si, Mn 및 Cr은 강재의 기계적 특성이나 담금질성의 향상을 위해서 함유시킨다. 그렇지만, 이들 원소는, 전술한 대로, 철보다도 이산화성의 원소여서, 철 산화물이 환원되는 것과 같은 산소 분압이 낮은 환경에서도 산화되는 경향이 있다. 즉, 이들 원소는 상기 내부 산화물의 형성에 기여하는 원소이고, 전술한 내부 산화물을 얻기 위해, 본 발명의 실시형태에서는, 소지 강판의 Si, Mn 및 Cr의 각 함유량이 하기 식(1)을 만족시키도록 한다. 하기 식(1)의 좌변값을 이하, X값이라고 하는 경우가 있다.
(2×[Si]/28.1+[Mn]/54.9+1.5×[Cr]/52.0)
≥0.05···(1)
상기 식(1)에 있어서, [Si]는 소지 강판의 질량%로의 Si 함유량, [Mn]은 소지 강판의 질량%로의 Mn 함유량, [Cr]은 소지 강판의 질량%로의 Cr 함유량을 나타낸다.
상기 X값은 바람직하게는 0.06 이상, 보다 바람직하게는 0.08 이상이다. 한편, 재료의 인성의 관점에서, X값의 상한은 대략 0.24로 한다.
본 발명의 실시형태의 강판의 성분은 상기한 대로이고, 잔부는 철, 및 P, S 및 N 등의 불가피 불순물로 이루어진다. 상기 P, S 및 N은 하기 범위로 억제하는 것이 바람직하다.
P는 스폿 용접부의 접합 강도에 악영향을 미치는 원소이고, 그 양이 과잉이면, 스폿 용접에서 형성되는 너깃의 최종 응고면에 편석하여 너깃이 취화되어, 접합 강도가 저하된다. 따라서 P량은 0.020% 이하로 하는 것이 바람직하다. 보다 바람직하게는 0.015% 이하이다.
S도 P와 마찬가지로, 스폿 용접부의 접합 강도에 악영향을 미치는 원소이고, 그 양이 과잉이면, 너깃 내의 입계 편석에 의한 입계 파괴가 조장되어, 접합 강도가 저하된다. 따라서 S량은 0.010% 이하로 하는 것이 바람직하고, 보다 바람직하게는 0.008% 이하이다.
N은 B와 결합하여 고용 B량을 감소시켜, 담금질성에 악영향을 준다. 또한 N량이 과잉이면, 질화물의 석출량이 증대하여, 인성에 악영향을 준다. 그래서 N량의 상한은 0.010% 이하로 하는 것이 바람직하다. 보다 바람직하게는 0.008% 이하이다. 한편, 제강상의 비용 등을 고려하면, N량은 통상 0.001% 이상이다.
또한, 상기 원소에 더하여 추가로, 하기에 나타내는 선택 원소를 필요에 따라서 적량 포함하고 있어도 된다.
Al: 0% 초과 0.5% 이하
Al은 탈산을 위해서 이용될 수 있는 원소이고, 0.01% 이상 포함되어 있어도 된다. 그러나 Al량이 과잉이 되면, 상기 효과가 포화될 뿐만 아니라, 알루미나 등의 개재물이 증가하여 가공성이 열화된다. 그 때문에, Al량의 상한을 0.5% 이하로 하는 것이 바람직하다. Al량의 상한은 보다 바람직하게는 0.3% 이하이다.
B: 0% 초과 0.0050% 이하, Ti: 0% 초과 0.10% 이하, 및 Mo: 0% 초과 1% 이하로 이루어지는 군으로부터 선택되는 1종 이상의 원소
B, Ti 및 Mo는 강판의 담금질성을 향상시키는 원소이다. 이들 원소는 단독으로 이용해도 되고 2종 이상을 병용해도 된다. 이하, 각 원소에 대해 설명한다.
B에 의해 강판의 담금질성을 향상시키기 위해서는, B를 0.0003% 이상 함유시키는 것이 바람직하다. B량은 보다 바람직하게는 0.0005% 이상, 더 바람직하게는 0.0010% 이상이다. 한편, B량이 0.0050%를 초과하면, 열간 프레스 성형품 중에 조대한 붕화물이 석출되어 성형품의 인성이 열화되기 때문에, B량은 바람직하게는 0.0050% 이하이고, 보다 바람직하게는 0.0040% 이하이다.
Ti는 N을 고정하여, B에 의한 담금질 효과를 확보하는 역할을 가지는 원소이다. 또한 Ti는 조직을 미세화하는 효과도 아울러 가진다. 조직이 미세화됨으로써 부품 연성이 향상된다. 이러한 작용을 충분히 발휘시키기 위해, Ti량은 0.01% 이상으로 하는 것이 바람직하고, 보다 바람직하게는 0.02% 이상이다. 그러나, Ti량이 과잉이면, 강판의 연성이 열화되기 때문에, Ti량은 0.10% 이하로 하는 것이 바람직하고, 보다 바람직하게는 0.07% 이하이다.
Mo는 소지 강판의 담금질성을 향상시키기 위해서 유효한 원소이고, 열간 프레스 성형품에 있어서의 경도 격차의 저감을 기대할 수 있다. 이와 같은 작용을 유효하게 발휘시키기 위해서는, Mo량을 0.01% 이상으로 하는 것이 바람직하다. Mo량은 보다 바람직하게는 0.05% 이상, 더 바람직하게는 0.10% 이상이다. 그렇지만 과잉이 되면, 상기 효과가 포화됨과 더불어, 비용도 상승하기 때문에, Mo량의 상한을 1% 이하로 하는 것이 바람직하다. Mo량은 보다 바람직하게는 0.5% 이하, 더 바람직하게는 0.3% 이하이다.
Nb, Zr 및 V로 이루어지는 군으로부터 선택되는 1종 이상의 원소: 합계로 0% 초과 0.10% 이하
Nb, Zr 및 V는 조직을 미세화하는 효과를 갖고 있어, 조직이 미세화됨으로써 부품의 연성을 향상시키는 효과를 갖는다. 이들 원소는 단독으로 이용해도 되고 2종 이상을 병용해도 된다. 이와 같은 효과를 유효하게 발휘시키기 위해서는, 이들 원소의 합계량의 하한을 0.01% 이상으로 하는 것이 바람직하고, 보다 바람직하게는 0.02% 이상이다. 상기 합계량은 단독으로 포함할 때는 단독의 양이고, 2종류 이상을 병용할 때는 합계량이다. 그렇지만, 이들 원소의 합계량이 과잉이 되면, 그 효과가 포화되어 비용의 상승을 초래하기 때문에, 그 상한을 0.10% 이하로 하는 것이 바람직하다. 보다 바람직하게는 0.05% 이하이다.
Cu 및 Ni로 이루어지는 군으로부터 선택되는 1종 이상의 원소: 합계로 0% 초과 1% 이하
Cu 및 Ni는 열간 프레스 성형품에 내지연파괴성을 부여하고 싶을 때에, 필요에 따라서 첨가되는 원소이다. 이들 원소는 단독으로 첨가해도 되고 2종류를 병용해도 된다. 이와 같은 작용을 유효하게 발휘시키기 위해서는, 이들 원소의 합계량을 0.01% 이상으로 하는 것이 바람직하다. 보다 바람직하게는 0.05% 이상이다. 상기 합계량은 단독으로 포함할 때는 단독의 양이고, 2종류를 병용할 때는 합계량이다. 그렇지만, 이들 양이 과잉이 되면, 강판 제조 시에 있어서의 표면 흠집의 발생 원인이 되기 때문에, 그 상한을 1% 이하로 하는 것이 바람직하고, 보다 바람직하게는 0.5% 이하이다.
아연도금 강판의 제조 방법
본 발명의 실시형태의 아연도금 강판은, 상기 성분 조성을 만족시키는 강을 주조→가열→열간 압연→필요에 따라서 열처리→산세→필요에 따라서 냉간 압연→아연도금 처리→필요에 따라서 합금화 처리를 행하는 것에 의해 제조할 수 있다. 아연도금 처리 전에 소둔을 행해도 된다. 본 발명의 실시형태에서 규정된 상기 조직을 얻기 위해서는, 하기에 나타내는 대로 특히, 열간 압연 후의 권취 조건과 열간 압연 후에 열처리를 행하는 경우의 열처리 조건 중 적어도 어느 하나, 및 산세 조건을 적절히 제어하는 것이 권장된다.
우선, 상기 성분 조성을 만족시키는 강을 주조한다. 열간 압연 전에 가열하지만, 가열 조건은 특별히 한정되지 않고, 통상 이용되는 조건을 적절히 채용할 수 있다. 대체로 1100∼1300℃의 온도에서 행하는 것이 바람직하다.
이어서 열간 압연을 행한다. 열간 압연 조건은 특별히 한정되지 않고, 통상 이용되는 조건, 예를 들면 압연 중의 온도: 약 850∼1200℃ 등의 조건을 적절히 채용할 수 있다. 그러나 열간 압연 완료 후, 특히, 권취 이후의 온도 이력은 하기에 상술하는 대로 제어할 필요가 있다. 얻어지는 열연 강판의 판 두께의 바람직한 상한은 3.5mm 이하이다. 해당 판 두께는 바람직하게는 3.0mm 이하, 보다 바람직하게는 2.5mm 이하이고, 판 두께의 하한은 0.8mm정도이다.
강판 표면의 충분한 깊이에까지, Si, Mn 및 Cr 등의 이산화성 원소의 산화물을 분산시킨 상태를 형성하기 위해서는, 권취 후로부터 도금 처리 개시까지의 동안, 코일 전체의 강판 표면이, 철 스케일이 성장하지 않는 비산화성 분위기이면서 충분히 고온의 상태에, 장시간 체재시키도록 하지 않으면 안 된다. 이와 같이 비산화성 분위기이면서 충분히 고온의 상태에 장시간 체재시키는 것에 의해, 내부 산화물을 소지 강판의 깊숙한 곳에까지 형성시킬 수 있어, LME 억제 효과를 충분히 향상시킬 수 있다.
통상, 권취 후의 코일은 대기 중에서 방랭한다. 외기에 노출된 코일의 최외주 부분은 내부 산화물이 형성되기 어렵기 때문에 사용하지 않고, 외기에 노출되어 있지 않은 코일 내부를 사용하면 된다. 또한 열간 압연 후, 상기 「충분히 고온의 상태에, 장시간 체재시키기」 위해서는 구체적으로, 코일 전체에 걸쳐 대체로 500℃ 이상에서 2시간 이상 체재시키는 것이 바람직하다. 그를 위한 수단으로서, (i) 열간 압연 후의 권취에 있어서의 권취 온도를 약간 높게 하는 것, (ii) 권취 후의 냉각 속도가 비교적 느려지는 수단을 채용하는 것, (iii) 권취하고 냉각 후에 추가로 열처리를 행하는 것 중 적어도 하나를 행하는 것을 들 수 있다.
상기 (i)의 권취 온도를 약간 높게 하는 경우는, 해당 권취 온도를 550℃ 이상으로 하는 것이 바람직하고, 보다 바람직하게는 650℃ 이상이다. 한편, 권취 온도가 지나치게 높아도 냉각에 시간이 걸리기 때문에, 권취 온도의 상한은 대략 750℃ 이하이다. 또한, 상기 (ii)의 권취 후의 냉각 속도가 비교적 느려지는 수단으로서는, 예를 들면, 코일의 사이즈를 크게 하는 것, 및 단열재 등을 이용해서 보온하는 것 등을 들 수 있다.
상기 (iii)의 보다 구체적인 방법으로서는, 예를 들면, 650℃ 이하에서 권취하고 나서 외기에 노출시켜 방랭하는 등, 권취를 일반적인 조건에서 행한 후, 코일상으로 감은 채로 500℃ 이상의 가열로에 2시간 정도 격납하는 열처리를 행하는 것 등을 들 수 있다. 구체적으로는, 열처리 온도를 전술한 대로 500℃ 이상으로 하는 것이 바람직하고, 보다 바람직하게는 600℃ 이상, 더 바람직하게는 700℃ 이상이다. 그러나, 이 열처리 온도가 지나치게 높아도 강 조직이 오스테나이트화되어 내부 산화 형태가 변화하여, 충분한 LME 억제 효과가 얻어지지 않기 때문에, 열처리 온도의 상한은 750℃ 이하로 하는 것이 바람직하다. 또한 열처리 시간은 2.0시간 이상으로 하는 것이 바람직하고, 보다 바람직하게는 2.5시간 이상이다. 그러나, 이 열처리 시간이 지나치게 길어도 생산성이 악화되기 때문에, 열처리 시간의 상한은 6시간 이하로 하는 것이 바람직하다.
이어서 산세와, 필요에 따라서 냉간 압연을 행한다. 산세의 목적은 열간 압연 시에 형성된 철 스케일, 즉 철의 고온 산화 피막을 제거하는 것에 있다. 산세 공정에서는, 산액으로서 70∼90℃로 가열한 농도 5∼20%의 염산 등을 이용하여, 5∼300초간 산세하는 것을 들 수 있다. 이때, 염산 중에는, 예를 들면 머캅토기를 갖는 화합물 등의 적량의 산세 촉진제, 및/또는 예를 들면 아민계 유기 화합물 등의 인히비터를 가하는 것이 바람직하다. 또한 냉간 압연은 판 두께 정밀도를 보다 향상시킬 필요가 있는 경우에 행한다. 냉연율은, 공장에서의 생산성 등을 고려하면, 대체로 20∼70%의 범위 내로 제어하는 것이 바람직하다. 이와 같이 하여 얻어지는 냉연 강판의 바람직한 판 두께의 상한은 2.5mm 이하이다. 보다 바람직하게는 2.0mm 이하, 더 바람직하게는 1.8mm 이하이다.
상기 산세 공정에서는, 상기 권취 후에 형성한 내부 산화물의 일부가 손상되기 때문에, 단시간에 행하는 것이 바람직하다. 산세 시간은 형성되는 고온 산화 피막의 정도, 사용하는 산액의 산 종류, 농도 및 액온 등에도 따르지만, 바람직하게는 40초 이하이고, 보다 바람직하게는 30초 이하, 더 바람직하게는 20초 이하이다.
또한 냉간 압연에서는, 그 압하율에 따라서 내부 산화 깊이도 압하되어 얇아진다. 이 때문에, 미리 산세 공정 및 냉간 압연에서 내부 산화 깊이가 감쇠하는 정도를 고려하여, 이들 산세 공정 및 냉간 압연 후에 원하는 내부 산화 깊이가 얻어지도록, 상기 권취 후의 온도 이력을 고온이면서 장시간으로 하는 등 해서 내부 산화 깊이를 깊게 해 두는 것 등이 권장된다.
전술한 대로, 내부 산화 깊이를, 바람직하게는 제품의 목표로 하는 아연도금 부착량에 응한 깊이로 하는 것에 의해, 하기 도금 처리로 형성되는 도금층의 아연과 소지 강판의 합금층이 충분히 형성되어, LME 억제 효과를 최대한 발휘시킬 수 있다.
본 발명의 실시형태의 아연도금 강판은 원판인 열연 강판 또는 냉연 강판에 도금 처리함으로써 얻어진다. 도금의 방법으로서는, 용융 아연도금 또는 전기 도금을 이용할 수 있다. 나아가서는 도금 처리 후에, 예를 들면 470∼580℃에서 20초∼10분 정도 가열하는 것에 의해, 도금층과 모재 강판의 철이 합금화된 합금화 아연도금 강판을 이용해도 된다. 아연도금의 편면당의 부착량은 부품에 요구되는 방청 성능에 응하여 정하면 된다. 대체로 30∼200g/m2 정도로 함으로써 내식성을 발휘시킬 수 있다. 이하, 「아연도금의 편면당의 부착량」을 간단히 「아연도금의 부착량」이라고 하는 경우가 있다. 열간 프레스하여 얻어지는 부품의 도금층은, 도금층과 소지 강판의 합금화 반응에 의해 열간 프레스 전과 비교하면 내식성이 약간 저하되는 경향이 있다. 따라서 도금 처리 공정에서는, 아연도금 부착량이, 적용 부위에 요구되는 방청 성능에 응하여, 상기 저하분까지 가미한 양이 되도록 하는 것이 바람직하다.
도금 처리로서 연속 용융 아연도금 처리를 행하는 경우, 통상, 도금 처리 전에 강판을 소둔하는 처리가 행해진다. 소둔의 목적은, 열간 프레스용 강판의 경우, 최표면의 자연 산화막을 환원하여 도금과 강판의 젖음성을 확보하는 것에 있다. 통상, Si를 포함하는 강판은 소둔하더라도 도금의 젖음성이 나쁘지만, 상기한 대로 도금 처리 전에 내부 산화물을 형성하고 있으면, 도금 젖음성은 양호해지기 때문에, 소둔 조건은 일반적인 조건을 채용할 수 있다. 소둔 조건으로서 예를 들면, 도달 온도 600∼920℃, 환원성 분위기에서, 20∼300초 정도 유지되도록 한다. 그 후, 아연도금욕 온도에 가까운 온도, 예를 들면 420∼500℃의 온도역까지 냉각하고, 도금 처리를 행할 수 있다.
열간 프레스의 조건
상기 아연도금 강판을 이용하여 열간 프레스를 행해서 열간 프레스 성형품을 얻는다. 해당 열간 프레스 성형품을 얻음에 있어서, 열간 프레스의 조건은 한정되지 않고, 통상 이용되는 조건을 채용할 수 있다. 열간 프레스 공정은 가열 공정, 프레스 가공 공정 및 냉각 공정을 포함한다. 인성 등도 구비한 강 부품을 얻기 위해서는, 각 공정에 있어서 하기 조건을 채용하는 것이 바람직하다.
열간 프레스 공정에 있어서의 가열 공정
가열 공정에서는, 아연도금 강판을 가열한다. 가열 온도는 Ac1점 이상으로 하는 것이 바람직하고, 보다 바람직하게는 {Ac1점+(Ac3점-Ac1점)/4}℃ 이상, 더 바람직하게는 {Ac1점+(Ac3점-Ac1점)/2}℃ 이상, 보다 더 바람직하게는 {Ac1점+(Ac3점-Ac1점)×3/4}℃ 이상이다. 또한, 상기 가열 온도의 상한은 바람직하게는(Ac3점+180)℃ 이하, 보다 바람직하게는(Ac3점+150)℃ 이하이다. 가열 온도를 제한하는 것에 의해, 강 부품을 구성하는 마이크로 조직의 조대화를 억제하여, 연성이나 굽힘성을 높일 수 있다.
상기 Ac1점, 상기 Ac3점, 및 후기의 Ms점은, 「레스리 철강재료화학」(마루젠 주식회사, 1985년 5월 31일 발행, 273페이지)에 기재되어 있는, 각각 하기 식(1), 하기 식(2) 및 하기 식(3)으로부터 산출할 수 있다. 하기 식(1)∼(3)에 있어서, [ ]는 강판 중의 각 원소의 함유량(질량%)을 나타내고 있고, 강판에 포함되지 않는 원소의 함유량은 0질량%로 하여 계산하면 된다.
Ac1점(℃)=723-10.7×[Mn]-16.9×[Ni]+29.1×[Si]+16.9×[Cr]···(1)
Ac3점(℃)=910-203×([C]0.5)-15.2×[Ni]+44.7×[Si]+31.5×[Mo]-30×[Mn]-11×[Cr]-20×[Cu]+700×[P]+400×[Al]+400×[Ti]···(2)
Ms점(℃)=561-474×[C]-33×[Mn]-17×[Ni]-17×[Cr]-21×[Mo]···(3)
상기 가열 공정에 있어서, 강판의 온도를 항상 측정할 필요는 없으며, 예비 실험으로 강판의 온도를 측정해 두고, 온도 제어에 필요한 조건을 제어할 수 있으면, 제품의 제조 시에 온도를 측정하지 않아도 된다. 가열 시의 최고 온도까지의 승온 속도는 특별히 묻지 않는다. 가열의 방법으로서, 노 가열, 통전 가열 또는 유도 가열 등을 채용할 수 있다.
강판의 온도가 상기 가열 온도에 도달한 후, 해당 가열 온도에서의 유지 시간은, 후기의 실시예에 나타내는 대로, 적어도 LME 균열을 억제할 수 있는 시간으로 한다. 본 개시에 의하면, 이 가열 온도에서의 유지 시간을, 종래의 아연도금 강판을 이용한 경우보다도 단축할 수 있다. 한편, 오스테나이트의 입성장을 억제하여, 강 부품의 인성 등의 특성을 향상시키는 관점에서는, 상기 유지 시간의 상한을 30분 이하로 하는 것이 바람직하고, 보다 바람직하게는 15분 이하이다.
또한, 가열 분위기는 도금이 발화하지 않는 조건이면 특별히 한정되지 않는다. 도금 표면에 산화막이 형성되면 발화를 억제하는 것이 가능해지기 때문에, 예를 들어 대기 분위기가 바람직하지만, 산화성 분위기 및 환원성 분위기라도, 표면이 산화막으로 덮이는 조건이면 된다.
열간 프레스 공정에 있어서의 프레스 가공 공정
프레스 가공 공정에서는, 상기 가열 공정에서 가열된 강판에 프레스 가공을 실시한다. 프레스 가공의 개시 온도는 특별히 한정되지 않는다. 예를 들면, 상기 가열 온도 이하 Ms점 이상으로 하는 것에 의해 가공을 용이하게 행할 수 있고, 또한 프레스 가공 시의 하중을 충분히 저감시킬 수 있다. 프레스 가공의 개시 온도의 하한은 보다 바람직하게는 450℃ 이상, 더 바람직하게는 500℃ 이상이다. 또한, 프레스 가공의 개시 온도의 상한은 예를 들어 750℃ 이하이고, 보다 바람직하게는 700℃ 이하, 더 바람직하게는 650℃ 이하이다.
상기 성형 종료 온도는 특별히 묻지 않고, Ms점 이상이어도 되고, Ms점 이하이면서 (Ms점-150)℃ 이상의 범위 내여도 되지만, 부품으로서 요구되는 충분한 경도, 예를 들면 인장 강도 1370MPa 이상을 달성할 수 있는 조건에서 행한다.
상기 열간 프레스 성형은, 1회만의 경우 외, 상기 가열 후에 복수회 계속해서 행해도 된다.
열간 프레스 공정에 있어서의 냉각 공정
가열 공정의 직후부터 강판의 냉각이 개시된다. 해당 냉각의 방법은 특별히 한정되지 않고, 금형 내에 유지하여, 이 금형에 의해 냉각하는 방법; 물, 기름 또는 미스트 등으로 냉각하는 방법; 공랭; 또는 이들의 조합; 등을 들 수 있다. 한편, 여기에서의 냉각에는 자연 냉각도 포함된다.
상기 냉각 공정에서의 냉각 속도는 특별히 한정되지 않는다. 예를 들어 전술한 가열 온도로부터 Ms점까지의 온도역에 있어서의 평균 냉각 속도를 2℃/초 이상으로 할 수 있다. 상기의 평균 냉각 속도는 보다 바람직하게는 5℃/초 이상, 더 바람직하게는 7℃/초 이상이다. 또한, 상기의 평균 냉각 속도는 바람직하게는 70℃/초 이하, 보다 바람직하게는 60℃/초 이하, 더 바람직하게는 50℃/초 이하이다.
본 발명의 실시형태의 아연도금 강판을 이용하여 열간 프레스를 행해서 얻어지는 열간 프레스 성형품으로서, 예를 들면 사이드 멤버, 사이드 실, 크로스 멤버 및 필러 하부 등의 자동차 보디용의 열간 프레스 성형품을 들 수 있다.
실시예
이하, 실시예를 들어 본 개시를 보다 구체적으로 설명하지만, 본 개시는 원래 하기 실시예에 의해 제한을 받는 것은 아니고, 전·후기의 취지에 적합할 수 있는 범위에서 적당히 변경을 가하여 행하는 것도 물론 가능하며, 그들은 모두 본 개시의 기술적 범위에 포함된다.
실시예 1
실시예 1에서는 특히, 열간 압연 후에 행하는 산세 공정에서의 산액 침지 시간을 변경하는 것에 의해, 내부 산화 깊이를 변경하여, LME 억제 효과에 미치는 영향을 확인했다.
(1) 샘플의 제조
표 1에 기재된 화학 조성을 갖는 강의 슬래브를 용제·주조하여 얻은 후, 1200℃로 가열하고 나서 열간 압연을 행하고, 마무리 압연 온도를 860℃∼920℃로 하고, 권취 온도 660∼680℃에서 권취하고 방랭했다. 상세하게는, 상기 권취 온도 미만이고 500℃ 이상인 온도역에서 2시간 이상 체재시킨 후, 판 두께 2.4mm의 열연 강판을 얻었다.
Figure pct00001
상기 열연 강판에 대해서 추가로, 산세 공정에서 디스케일링 처리를 행한 후, 냉간 압연을 행하여, 원판으로서 판 두께 1.4mm의 냉연 강판을 얻었다. 상기 산세 공정에서는, 산액으로서 액온이 75℃이고 농도가 15%인 염산을 이용하고, 이 산액으로의 침지 시간을 10초 또는 30초로 했다. 이와 같이, 산액으로의 침지 시간을 변경하는 것에 의해, 스케일 제거 후의 강판 표면의 용해의 정도를 조정하여, 내부 산화 깊이를 변경한 재료를 제작했다.
상기의 냉연 강판에 대해서, 연속 라인으로 소둔, 용융 아연도금 처리, 및 합금화 처리를 차례로 행했다. 소둔, 아연도금 처리, 및 합금화 처리에서는, 분위기 제어가 가능하고 가열 냉각 기구와 아연도금욕이 되는 감과를 구비하며, 도금 처리 및 합금화 처리가 일관 공정으로 가능한 실험로를 이용했다.
구체적으로는, 실온으로부터 균열 온도 800℃까지 평균 승온 속도 8℃/sec로 승온하고, 120초간 균열한 후, 당해 균열 온도로부터 460℃까지를 평균 냉각 속도 3℃/sec로 냉각했다. 이어서, Al 농도 0.13질량%를 함유한 용융 아연도금욕에서 도금하고, 가스 와이핑을 행해서 아연도금 부착량을 조정한 후, 550℃에서 20초간 가열하는 합금화 처리를 행해서 합금화 용융 아연도금 강판을 얻었다. 한편, 소둔 중, 및 소둔 후의 냉각으로부터 도금 전의 분위기는, 도금의 부착성을 확보하기 위해서, 환원성 분위기, 구체적으로는 5%∼18% H2-N2 가스를 흘린 상태로 했다.
(2) 아연도금 부착량 및 아연도금층 중의 Fe 농도의 측정
제작한 합금화 용융 아연도금 강판의, 아연도금 부착량과 아연도금층의 성분 조성, 특히 아연도금층 중의 Fe 농도를 다음과 같이 하여 측정했다. 즉, 18% 염산에 헥사메틸렌테트라민을 가한 용액 중에, 상기 도금 강판을 침지하여 도금층만을 용해시키고, 용해 전후의 질량 변화로부터 아연도금 부착량을 구했다. 그리고, 그 용해액을, ICP(Inductively Coupled Plasma, 유도 결합 플라즈마) 발광 분광 분석법, 장치로서 주식회사 시마즈제작소제 ICPS-7510을 이용해서 분석하여, 아연도금층 중의 Fe 농도를 구했다.
(3) 아연도금 강판에 있어서의 내부 산화 깊이의 측정
상기 아연도금 강판에 있어서의 내부 산화 깊이를, 강판 표면 근방의 단면 SEM(Scanning Electron Microscope, 주사형 전자 현미경) 관찰의 반사 전자상에 의해 측정했다. 내부 산화물의 유무는, 도금과 소지 강판의 계면보다도 소지 강판측의 영역의, 소지 강판의 결정 입계 및 결정 입내에 있어서, 반사 전자상×1000배의 시야에서 진한 색으로 보이는 산화물의 유무로 판단했다. 또한 내부 산화 깊이는, 도금과 소지 강판의 계면으로부터 상기 산화물이 관찰되는 위치까지의 최대 깊이를, 배율 1000배의 시야 3개소 각각에서 측정하여, 이 최대 깊이의 3시야 평균값을 이용했다. 이들 산화물을 SEM-EDX(Energy Dispersive X-ray spectrometry, 에너지 분산형 X선 분석)로 조성 분석을 행하면, 산소와 산화물 주위에 존재하는 Fe에 더하여, 강 중의 평균 함유량보다도 많은 비율로 Si, Mn 및 Cr이 검출되었다.
(4) LME 억제의 평가
(4-1) 열간 프레스
우선 열간 프레스 성형품의 제조를 모의하여, 다음과 같이 가열·굽힘 가공을 행했다. 상세하게는, 상기 합금화 용융 아연도금 강판을 이용하여 하기 소재 치수대로 100mm×50mm로 절단해서 얻어진 샘플을, 대기 분위기이면서 900℃로 가열한 전기로에 투입했다. 그리고, 여러 가지의 재로(在爐) 시간에서 유지한 후에 샘플을 취출하고, 프레스 개시 온도 700℃까지 방랭하고 나서, 이하의 가공 조건에서 도 1에 나타내는 대로 굽힘 가공을 실시했다. 구체적으로는, 도 1에 나타내는 대로 굽힘 날(3)을 흰색 화살표 방향으로 이동시키는 것에 의해, 패드(1)와 펀치(2)로 협지한 블랭크(4)에 대해, 흑색 화살표대로 굽힘 가공을 실시하여, 부품을 모의한 시험편, 즉 L 굽힘재(11)를 얻었다.
가공 조건
소재 치수: 길이 100mm×안길이 50mm
패드압: 5톤
클리어런스, 즉 펀치와 굽힘 날 사이의 거리: 판 두께와 동일한 1.4mm
굽힘 R(rp): 2.5mm
프레스 개시 온도: 700℃
하사점 유지 시간: 10초
(4-2) LME 균열 깊이의 측정
도 2는 상기 굽힘 가공 후의 L 굽힘재로부터의 관찰 시료 채취 위치를 나타내는 도면이다. 이 도 2에 나타내는 대로, 상기 굽힘 가공 후의 L 굽힘재(11)로부터, 굽힘부 중앙(12)의 단면(13)을 관찰할 수 있도록 잘라내어, 관찰용 시험편(14)을 얻었다. 이 관찰용 시험편(14)을, 상기 단면(13)을 관찰할 수 있도록 지지 기재 내에 매설하고, 연마 후에 나이탈로 에칭했다. 그 후, 해당 단면에 있어서의 굽힘 외측, 즉 굽힘에 의한 인장 응력 발생측의 표층 근방을, FE-SEM(Field Emission-Scanning Electron Microscope, SUPRA35, ZEISS제)으로 관찰했다. 한편, 배율: 500배, 시야 사이즈: 230μm×155μm 및 시야수: 10으로 했다. 그리고, 도금 합금층과 강판의 계면으로부터 지철측에 들어간 크랙, 즉 LME 크랙의 깊이를 측정했다. 도금 합금층과 강판의 계면은, SEM-EDX에 의한 원소 분석을 행하여, Zn이 검출되는 영역과 검출되지 않는 영역의 경계로 했다. 상기 LME 크랙은, 반드시 굽힘부의 정점이 가장 깊은 것은 아니고, 해당 정점으로부터 약간 평면부 근처 쪽이 깊은 경우가 많다. 따라서, 상기 단면에 있어서의 굽힘부의 전역을 관찰할 필요가 있다. 상세하게는, 관찰용 시험편(14)의 단면(13)에 있어서의 굽힘부의 전역을, 상기 시야를 이동시키면서 관찰했다. LME 크랙이 존재하지 않는 경우는 제로, LME 크랙이 복수 발생해 있는 경우는, 가장 깊은 LME 크랙의 깊이를, 이 단면(13)에 있어서의 가장 깊은 LME 크랙의 깊이로 했다.
관찰용 시험편(14)의 LME 크랙의 깊이(LME 깊이)를 측정하는 방법의 개요는 다음과 같다. 전술한 바와 같이, 굽힘부 중앙(12)의 단면(13)(이것을 「제1의 단면(13)」이라고 칭하는 경우가 있다)에 있어서의 LME 크랙의 깊이를 측정했다. 그 후, 도 3에 나타내는 바와 같이, 제1의 단면(13)을 연마하여 제1의 단면(13)과 평행한 단면(이것을 「제2의 단면(13A)」이라고 칭하는 경우가 있다)을 노출시키고(도 3), 그 제2의 단면(13A)에 있어서의 LME 크랙의 깊이를 측정했다. 그 후, 제2의 단면(13A)을 연마하여 제2의 단면(13A)과 평행한 단면(이것을 「제3의 단면(13B)」이라고 칭하는 경우가 있다)을 노출시키고, 그 제3의 단면(13B)에 있어서의 LME 크랙의 깊이를 측정했다. 각 연마에 있어서의 연마량은 수mm로 했다. 연마와 측정을 9회 반복하여, 제1의 단면으로부터 제10의 단면까지 LME 크랙의 깊이를 측정했다. 즉, LME 크랙의 깊이의 측정값은 10개 얻어졌다. 이 10개의 측정값 중 가장 큰 것, 즉 모든 측정 중에서 가장 깊은 LME 크랙의 깊이를, 그 관찰용 시험편(14)에 있어서의 「LME 깊이」로 규정했다.
바꾸어 말하면, 1단면째(제1의 단면)인 단면(13)의 관찰 후, 도 3에 설명하는 대로, 이 단면(13)과 평행하면서 굽힘 방향에 대해서 수직 방향으로 수mm 떨어진 단면(13A)을 관찰할 수 있도록 연마했다. 그리고 단면(13A)에 있어서, 상기 단면(13)과 마찬가지의 관찰을 행하여, 2단면째(제2의 단면)인 단면(13A)에 있어서 가장 깊은 LME 크랙의 깊이를 구했다. 마찬가지로 도 3에 나타내는 3단면째(제3의 단면)인 단면(13B)에 있어서도 측정을 행했다. 이와 같이 연마와 관찰을 반복하여, 합계 10단면의 관찰을 행했다. 그리고, 합계 10단면 중 가장 깊은 LME 크랙의 깊이를 LME 깊이로서 구했다.
본 실시예에서는, 이 LME 깊이가 10μm 이하인 경우를 LME 크랙의 발생이 억제되어 있다고 하여 합격, 10μm 초과인 경우를 LME 크랙의 발생이 억제되어 있지 않다고 하여 불합격이라고 평가했다.
LME 균열은, 열간 프레스 전의 가열 온도를 높게, 또한 가열 시간을 길게 할수록 억제되는 경향이 있다. 본 개시에서는, 아연도금 강판의 도금층 아래에 내부 산화물을 갖는 것에 의해, LME 억제를 위한 상기 가열 온도: 900℃에서의 가열 시간을 종래보다도 짧게 할 수 있는지를, LME 억제 효과의 지표로서 평가했다. 구체적으로는, 가열 시간, 즉 재로 시간을 변경한 복수의 샘플을 제작하여 상기 LME 깊이를 측정하고, LME 균열이 합격 기준: LME 깊이 10μm 이하를 달성할 수 있는 가장 짧은 재로 시간을 구했다. 이들의 결과를 표 2에 나타낸다.
Figure pct00002
표 2로부터 다음의 것을 알 수 있다. 표 2에서는, 산세 시간이 상이한 2개의 샘플을 대비했다. 대비되는 샘플의 조합은, 시험 No. 1과 2, 시험 No. 3과 4, 시험 No. 5와 6, 시험 No. 7과 8, 시험 No. 9와 10, 시험 No. 11과 12, 시험 No. 13과 14, 시험 No. 15와 16, 시험 No. 17과 18, 및 시험 No. 19와 20이라고 하는 페어로 했다. 대비되는 2개의 샘플간에서의 재로 시간의 차를, 표 2의 「LME 억제에 필요한 가열 시간 단축 효과」에 기재했다. 표 2의 「LME 억제에 필요한 가열 시간 단축 효과」는, 산세 시간이 긴 샘플의 재로 시간을 기준으로 하여, 산세 시간이 짧은 샘플의 재로 시간이 얼마만큼 짧아지고 있는지를 나타내고 있다. 표 2로부터, 산세 시간이 짧은 샘플(내부 산화물이 존재하는 샘플)의 재로 시간은 산세 시간이 긴 샘플(내부 산화물이 존재하지 않는 샘플)의 재로 시간보다 짧게 할 수 있음을 알 수 있다. 즉, 산세 시간을 비교적 짧게 하여 아연도금층 아래에 내부 산화물을 존재시키는 것에 의해, LME 억제를 위한 가열 시간을 단축할 수 있음을 알 수 있다. 한편, 시험 No. 21과 22의 대비, 특히 시험 No. 22의 결과로부터는, 이용한 강종 J가 규정된 성분 조성을 만족시키고 있지 않기 때문에, 산세 시간을 짧게 하더라도 내부 산화 깊이는 제로여서, LME 억제를 위한 가열 시간을 단축할 수 없음을 알 수 있다.
실시예 2
실시예 2에서는 특히, 열간 압연 후의 권취 온도를 변경하는 것에 의해, 내부 산화 깊이를 변경하여, LME 억제 효과에 미치는 영향을 확인했다.
상기 표 1에 기재된 화학 조성을 갖는 강의 슬래브를 용제·주조하여 얻은 후, 1200℃로 가열하고 나서 열간 압연을 행하고, 마무리 압연 온도 860℃∼920℃로 하고, 상기 실시예 1과 달리 권취 온도를 500℃∼730℃ 사이에서 변화시켜 권취하고, 2시간 이상 방랭하여 판 두께 2.4mm의 열연 강판을 얻었다.
상기 열연 강판에 대해서 추가로, 산세 공정에서 디스케일링 처리를 행한 후, 냉간 압연을 행해서, 도금 강판에 있어서의 소지 강판에 상당하는, 판 두께 1.4mm의 냉연 강판을 얻었다. 상기 산세 공정에서는, 산액으로서 액온이 75℃이고 농도가 15%인 염산을 이용하고, 이 산액으로의 침지 시간을 10초로 일정하게 했다.
상기의 냉연 강판에 대해서, 소둔 및 용융 아연도금 처리를 행했다. 또한, 일부의 샘플에 대해서는 용융 아연도금 처리 후, 추가로 합금화 처리를 행했다. 소둔, 아연도금 처리, 및 합금화 처리에서는, 분위기 제어가 가능하고 가열 냉각 기구와 아연도금욕이 되는 감과를 구비하며, 도금 처리 및 합금화 처리가 일관 공정으로 가능한 실험로를 이용했다.
구체적으로는, 실온으로부터 균열 온도 800℃까지 평균 승온 속도 8℃/sec로 승온하고, 1분간 균열한 후, 당해 균열 온도로부터 460℃까지를 평균 냉각 속도 3℃/sec로 냉각했다. 이어서, Al 농도 0.13질량%를 함유한 용융 아연도금욕에서 도금하고, 가스 와이핑을 행해서 아연도금 부착량을 조정한 후, 일부의 샘플에서는 그대로 냉각하여 아연도금 강판을 얻었다. 또한 나머지 샘플은 상기 와이핑 후에 550℃에서 20초간 가열함으로써 합금화 처리를 행해서 합금화 용융 아연도금 강판을 얻었다. 한편, 소둔 중의 분위기는, 도금의 부착성을 확보하기 위해서 환원성 분위기, 구체적으로는 5% H2-N2 가스를 흘린 상태로 하고, 합금화 처리도 동일한 분위기에서 행했다. 소둔 후 도금 전의 냉각과, 도금 후 또는 합금화 처리 후의 냉각은 N2 가스를 내뿜어 행했다.
제작한 아연도금 강판의 아연도금 부착량, 아연도금층 중의 Fe 농도, 내부 산화 깊이의 측정 및 LME 억제 효과의 평가를, 실시예 1과 마찬가지로 하여 행했다. 또한 표 3에는, 본 개시에서 규정하는 식(2)를 만족시키고 있는지를 확인하기 위해, (내부 산화 깊이 aμm)-0.3×(아연도금의 편면당의 부착량 bg/m2)을 구하고, 이 값이 0 이상인 경우를, 아연도금 부착량에 대해서 충분히 내부 산화물이 형성되어 있어 바람직하다고 평가했다. 이들의 결과를 표 3에 나타낸다.
Figure pct00003
표 3으로부터 다음의 것을 알 수 있다. 표 3에서는, 열연 권취 온도가 상이한 2개 또는 3개의 샘플을 대비했다. 대비되는 샘플의 조합은, 시험 No. 1∼3, 시험 No. 4∼6, 시험 No. 7∼9, 시험 No. 10∼12, 시험 No. 13∼15, 시험 No. 16과 17, 시험 No. 18과 19, 시험 No. 20과 21, 및 시험 No. 22와 23이라고 하는 그룹으로 했다. 대비되는 2개 또는 3개의 샘플간에서의 재로 시간의 차를, 표 3의 「LME 억제에 필요한 가열 시간 단축 효과」에 기재했다. 표 3의 「LME 억제에 필요한 가열 시간 단축 효과」는, 열연 권취 온도가 가장 낮은 샘플의 재로 시간을 기준으로 하여, 열연 권취 온도가 높은 샘플의 재로 시간이 얼마만큼 짧아지고 있는지를 나타내고 있다. 표 3으로부터, 열연 권취 온도가 높은 샘플(내부 산화물이 존재하는 샘플)의 재로 시간은 열연 권취 온도가 가장 낮은 샘플(내부 산화물이 존재하지 않는 샘플)의 재로 시간보다 짧게 할 수 있음을 알 수 있다. 즉, 열간 압연 후의 권취 온도를 약간 높게 하여 아연도금층 아래에 내부 산화물을 존재시키는 것에 의해, LME 억제를 위한 가열 시간을 단축할 수 있음을 알 수 있다. 특히 시험 No. 1∼3 중의 시험 No. 3 및 시험 No. 10∼12 중의 시험 No. 12대로, 내부 산화 깊이 aμm와 아연도금 부착량 bg/m2의 관계가 규정된 식(2)를 만족시키도록 하는 것에 의해, 상기 LME 억제를 위한 가열 시간을 보다 단축할 수 있음을 알 수 있다. 또한 상기 식(2)를 만족시키도록 하기 위해서는, 권취 온도를 보다 약간 높게 하는 것이 권장됨을 알 수 있다.
더욱이, 강종과 도금 부착량이 거의 동일한 시험 No. 1∼3과 10∼12, 및 시험 No. 4∼6과 13∼15를 각각 대비하면, LME 억제를 위한 가열 시간을 보다 단축하는 관점에서는, 용융 아연도금 강판보다도 합금화 용융 아연도금 강판이 바람직함을 알 수 있다.
시험 No. 24와 25의 대비, 특히 시험 No. 25의 결과로부터는, 이용한 강종 J가 규정된 성분 조성을 만족시키고 있지 않기 때문에, 권취 온도를 높게 하더라도 내부 산화 깊이는 제로여서, LME 억제를 위한 가열 시간을 단축할 수 없음을 알 수 있다.
실시예 3
실시예 3에서는 특히, 열간 압연 후에 행하는 열처리의 조건을 변경하는 것에 의해, 내부 산화 깊이를 변경하여, LME 억제 효과에 미치는 영향을 확인했다.
표 1에 기재된 화학 조성을 갖는 강의 슬래브를 용제·주조하여 얻은 후, 1200℃로 가열하고 나서 열간 압연을 행하고, 마무리 압연 온도를 860℃∼920℃로 하고, 권취 온도 500℃, 즉 약간 낮은 온도에서 권취하고 방랭하여, 판 두께 2.4mm의 열연 강판을 얻었다.
상기 열연 강판의 일부에 대해, 200mm×300mm의 사이즈로 절단하고, 이것을 3장 겹침으로 한 상태에서, 노온이 600℃ 또는 700℃, 또한 대기 분위기의 전기로에 180분간 도입하여 열처리를 행하고, 노로부터 취출한 후에는 방랭했다. 이렇게 하여 얻은 3장 겹침의 강판 중, 가열 처리가, 분위기 중의 산소로부터 차단된 상태에서 이루어진, 즉 비산화성의 환경에서 이루어진 맨 가운데의 한 장만을, 열처리 후의 샘플로서 채용했다. 이 열처리 후의 샘플과 열처리 없음의 샘플에 대해 산세를 행했다. 상세하게는, 산액으로서 액온이 75℃이고 농도가 15%인 염산을 이용하고, 이 산액에 10초간 침지함으로써 표면의 철 스케일층을 제거했다. 그 후, 세정 및 건조시킨 후에, 냉간 압연을 행하여, 판 두께 1.4mm의 냉연 강판을 제작했다.
실시예 2와 마찬가지의 방법으로, 소둔 및 용융 아연도금 처리를 행했다. 또한, 일부의 샘플에 대해서는 용융 아연도금 처리 후, 추가로 합금화 처리를 행했다. 얻어진 아연도금 강판을 이용해서, 아연도금 강판의 아연도금 부착량, 아연도금층 중의 Fe 농도, 내부 산화 깊이의 측정 및 LME 억제 효과의 평가를, 실시예 1과 마찬가지로 하여 행했다. 또한 실시예 2와 마찬가지로 (내부 산화 깊이 aμm)-0.3×(아연도금의 편면당의 부착량 bg/m2)을 구했다. 이들의 결과를 표 4에 나타낸다.
Figure pct00004
표 4로부터 다음의 것을 알 수 있다. 표 4에서는, 열연 후 열처리의 조건이 상이한 2개 또는 3개의 샘플을 대비했다. 대비되는 샘플의 조합은, 시험 No. 1∼3, 시험 No. 4∼6, 시험 No. 7∼9, 시험 No. 10∼12, 시험 No. 13∼15, 시험 No. 16과 17, 시험 No. 18과 19, 시험 No. 20과 21, 시험 No. 22와 23, 시험 No. 24와 25, 및 시험 No. 26과 27이라고 하는 그룹으로 했다. 대비되는 2개 또는 3개의 샘플간에서의 재로 시간의 차를, 표 4의 「LME 억제에 필요한 가열 시간 단축 효과」에 기재했다. 표 4의 「LME 억제에 필요한 가열 시간 단축 효과」는, 열연 후 열처리를 행하지 않은 샘플의 재로 시간을 기준으로 하여, 열연 후 열처리를 행한 샘플의 재로 시간이 얼마만큼 짧아지고 있는지를 나타내고 있다. 표 4로부터, 열연 후 열처리를 행한 샘플(내부 산화물이 존재하는 샘플)의 재로 시간은 열연 후 열처리를 행하지 않은 샘플(내부 산화물이 존재하지 않는 샘플)의 재로 시간보다 짧게 할 수 있음을 알 수 있다. 즉, 열간 압연 후에 비산화성 분위기에서 열처리를 행해서 아연도금층 아래에 내부 산화물을 존재시키는 것에 의해, LME 억제를 위한 가열 시간을 단축할 수 있음을 알 수 있다. 특히, 내부 산화 깊이 aμm와 아연 부착량 bg/m2의 관계가 규정된 식(2)를 만족시키도록 하는 것에 의해, 상기 LME 억제를 위한 가열 시간을 보다 단축할 수 있음을 알 수 있다. 또한 상기 식(2)를 만족시키도록 하기 위해서는, 열간 압연 후에 열처리를, 비산화성 분위기이면서 보다 고온에서 행하는 것이 권장됨을 알 수 있다.
더욱이, 강종과 도금 부착량이 거의 동일한 시험 No. 1∼3과 10∼12, 및 시험 No. 4∼6과 13∼15를 각각 대비하면, LME 억제를 위한 가열 시간을 보다 단축하는 관점에서는, 용융 아연도금 강판보다도 합금화 용융 아연도금 강판이 바람직함을 알 수 있다.
시험 No. 28과 29의 대비, 특히 시험 No. 29의 결과로부터는, 이용한 강종 J가 규정된 성분 조성을 만족시키고 있지 않기 때문에, 권장되는 조건에서 열처리를 행하더라도 내부 산화 깊이는 제로여서, LME 억제를 위한 가열 시간을 단축할 수 없음을 알 수 있다.
본 명세서의 개시 내용은 이하의 태양을 포함한다.
태양 1:
열간 프레스에 이용되는 아연도금 강판으로서, 아연도금층과 소지 강판의 계면으로부터 소지 강판측에 내부 산화물이 존재하고, 또한 상기 소지 강판이, 질량%로,
C: 0.10∼0.5%,
Si: 0.50∼2.5%,
Mn: 1.0∼3%, 및
Cr: 0∼1.0%
를 포함하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지며, 추가로 하기 식(1)을 만족시키는 것을 특징으로 하는 열간 프레스용 아연도금 강판.
(2×[Si]/28.1+[Mn]/54.9+1.5×[Cr]/52.0)
≥0.05···(1)
상기 식(1)에 있어서, [Si]는 소지 강판의 질량%로의 Si 함유량, [Mn]은 소지 강판의 질량%로의 Mn 함유량, [Cr]은 소지 강판의 질량%로의 Cr 함유량을 나타낸다.
태양 2:
상기 아연도금층과 소지 강판의 계면으로부터 소지 강판측에 내부 산화물이 존재하는 최대 깊이는, 5μm 이상인, 태양 1에 기재된 열간 프레스용 아연도금 강판.
태양 3:
상기 아연도금층과 소지 강판의 계면으로부터 소지 강판측에 내부 산화물이 존재하는 최대 깊이를 aμm, 아연도금 부착량을 편면당 bg/m2로 했을 때, 하기 식(2)를 만족시키는, 태양 1 또는 2에 기재된 열간 프레스용 아연도금 강판.
a≥0.30×b···(2)
태양 4:
상기 소지 강판은, 추가로 다른 원소로서, 질량%로,
Al: 0% 초과 0.5% 이하를 포함하는, 태양 1∼3 중 어느 하나에 기재된 열간 프레스용 아연도금 강판.
태양 5:
상기 소지 강판은, 추가로 다른 원소로서, 질량%로,
B: 0% 초과 0.0050% 이하,
Ti: 0% 초과 0.10% 이하, 및
Mo: 0% 초과 1% 이하
로 이루어지는 군으로부터 선택되는 1종 이상의 원소를 포함하는, 태양 1∼4 중 어느 하나에 기재된 열간 프레스용 아연도금 강판.
태양 6:
상기 소지 강판은, 추가로 다른 원소로서,
Nb, Zr 및 V로 이루어지는 군으로부터 선택되는 1종 이상의 원소를, 질량%로, 합계로 0% 초과 0.10% 이하 포함하는, 태양 1∼5 중 어느 하나에 기재된 열간 프레스용 아연도금 강판.
태양 7:
상기 소지 강판은, 추가로 다른 원소로서,
Cu 및 Ni로 이루어지는 군으로부터 선택되는 1종 이상의 원소를, 질량%로, 합계로 0% 초과 1% 이하 포함하는, 태양 1∼6 중 어느 하나에 기재된 열간 프레스용 아연도금 강판.
태양 8:
태양 1∼7 중 어느 하나에 기재된 열간 프레스용 아연도금 강판을 이용하여 열간 프레스를 행해서 얻어지는 열간 프레스 성형품의 제조 방법.
본 출원은 출원일이 2015년 10월 2일인 일본 특허출원, 특원 제2015-197226호를 기초 출원으로 하는 우선권 주장을 수반한다. 특원 제2015-197226호는 참조하는 것에 의해 본 명세서에 원용된다.
1: 패드
2: 펀치
3: 굽힘 날
4: 블랭크
11: L 굽힘재
12: L 굽힘재의 굽힘부 중앙
13, 13A, 13B: L 굽힘재의 굽힘부의 단면
14: 관찰용 시험편

Claims (8)

  1. 열간 프레스에 이용되는 아연도금 강판으로서, 아연도금층과 소지 강판의 계면으로부터 소지 강판측에 내부 산화물이 존재하고, 또한 상기 소지 강판이, 질량%로,
    C: 0.10∼0.5%,
    Si: 0.50∼2.5%,
    Mn: 1.0∼3%, 및
    Cr: 0∼1.0%
    를 포함하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지며, 추가로 하기 식(1)을 만족시키는 것을 특징으로 하는 열간 프레스용 아연도금 강판.
    (2×[Si]/28.1+[Mn]/54.9+1.5×[Cr]/52.0)
    ≥0.05···(1)
    상기 식(1)에 있어서, [Si]는 소지 강판의 질량%로의 Si 함유량, [Mn]은 소지 강판의 질량%로의 Mn 함유량, [Cr]은 소지 강판의 질량%로의 Cr 함유량을 나타낸다.
  2. 제 1 항에 있어서,
    상기 아연도금층과 소지 강판의 계면으로부터 소지 강판측에 내부 산화물이 존재하는 최대 깊이는, 5μm 이상인, 열간 프레스용 아연도금 강판.
  3. 제 1 항에 있어서,
    상기 아연도금층과 소지 강판의 계면으로부터 소지 강판측에 내부 산화물이 존재하는 최대 깊이를 aμm, 아연도금 부착량을 편면당 bg/m2로 했을 때, 하기 식(2)를 만족시키는, 열간 프레스용 아연도금 강판.
    a≥0.30×b···(2)
  4. 제 1 항에 있어서,
    상기 소지 강판은, 추가로 다른 원소로서, 질량%로,
    Al: 0% 초과 0.5% 이하를 포함하는, 열간 프레스용 아연도금 강판.
  5. 제 1 항에 있어서,
    상기 소지 강판은, 추가로 다른 원소로서, 질량%로,
    B: 0% 초과 0.0050% 이하,
    Ti: 0% 초과 0.10% 이하, 및
    Mo: 0% 초과 1%% 이하
    로 이루어지는 군으로부터 선택되는 1종 이상의 원소를 포함하는, 열간 프레스용 아연도금 강판.
  6. 제 1 항에 있어서,
    상기 소지 강판은, 추가로 다른 원소로서,
    Nb, Zr 및 V로 이루어지는 군으로부터 선택되는 1종 이상의 원소를, 질량%로, 합계로 0% 초과 0.10% 이하 포함하는, 열간 프레스용 아연도금 강판.
  7. 제 1 항에 있어서,
    상기 소지 강판은, 추가로 다른 원소로서,
    Cu 및 Ni로 이루어지는 군으로부터 선택되는 1종 이상의 원소를, 질량%로, 합계로 0% 초과 1% 이하 포함하는, 열간 프레스용 아연도금 강판.
  8. 제 1 항 내지 제 7 항 중 어느 한 항에 기재된 열간 프레스용 아연도금 강판을 이용하여 열간 프레스를 행해서 얻어지는 열간 프레스 성형품의 제조 방법.
KR1020187008128A 2015-10-02 2016-09-29 열간 프레스용 아연도금 강판 및 열간 프레스 성형품의 제조 방법 KR102051284B1 (ko)

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