WO2023149586A1 - 표면 품질이 우수한 열간 프레스 성형용 도금 강판 및 이의 제조방법 - Google Patents

표면 품질이 우수한 열간 프레스 성형용 도금 강판 및 이의 제조방법 Download PDF

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WO2023149586A1
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steel sheet
plating layer
press forming
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황현석
신동석
오꽃님
김명수
한은수
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    • B21D22/00—Shaping without cutting, by stamping, spinning, or deep-drawing
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    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
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    • C23C2/36—Elongated material
    • C23C2/40—Plates; Strips

Definitions

  • the present invention relates to a coated steel sheet for hot press forming having excellent surface quality and a manufacturing method thereof.
  • High-strength steel In order to reduce the weight of automobiles, the use of high-strength steel is increasing. However, high-strength steel has a problem in that it is difficult to form a product having a complex and precise shape as breakage of the material occurs during processing or springback occurs after processing. Hot Press Forming (HPF) is a method for solving these problems, and its application is recently expanding.
  • HPF Hot Press Forming
  • the steel sheet for hot press forming is easy to form as it is press-worked in a state where it is usually heated to 800 to 950° C., and has the advantage of increasing the strength of molded products when rapidly cooled through a mold.
  • a process of removing oxides on the surface of the steel sheet must be added after press forming.
  • a plated steel sheet having an aluminum plating layer or a zinc plating layer or a mixture of the two is used on the surface of the steel sheet.
  • the aluminum-coated steel sheet has a high melting point of the aluminum plating bath, and the lifetime of the sink roll used in the plating bath is only 3 to 4 days, so the productivity is very poor due to the need to periodically stop production and replace the sink roll. Since the lifetime of the sink roll is inversely proportional to the temperature of the plating bath, it is important to lower the temperature of the plating bath. In addition, there is also a problem that the aluminum plating layer is inferior in corrosion resistance because there is no sacrificial corrosion resistance of the plating layer after hot press forming.
  • the aluminum plating layer to which zinc is added has a problem in that the plating layer is easily peeled off from the base material at a curved portion of the mold after hot press forming, so that the demand for high-quality steel materials requiring strict quality has not been met.
  • Patent Document 1 US Patent Publication No. 6,296,805
  • it is intended to provide a coated steel sheet for hot press forming having excellent surface quality and a manufacturing method thereof.
  • it is intended to provide a coated steel sheet for hot press forming and a method for manufacturing the same, which is excellent in productivity and corrosion resistance and has excellent surface quality because the plating layer does not peel off from the base material even after hot forming.
  • a plating layer provided on at least one surface of the base iron and containing Zn: 21 to 34%, Si: 6.3 to 15%, Fe: 3 to 13%, balance Al and other unavoidable impurities, by weight;
  • a plated steel sheet for hot press forming that satisfies the following relational expressions 1 and 2 is provided.
  • the [Zn] represents the average weight % content of Zn in the plating layer
  • the [Si] represents the average weight % content of Si in the plating layer
  • the [Al] represents the average weight % content of Si in the plating layer It represents the average weight % content of Al within.
  • the average cooling rate Vc1 in the first section of 630 to 530 ° C is 25 to 90 ° C / s, and the average cooling rate Vc2 in the second section of 529 to 350 ° C is 3 cooling to meet ⁇ 15°C/s;
  • It provides a method for manufacturing a plated steel sheet for hot press forming comprising a.
  • the [Zn] represents the average weight% content of Zn in the hot-dip layer
  • the [Si] represents the average weight% content of Si in the hot-dip layer
  • the [Al] is It represents the average weight percent content of Al in the hot-dip layer.
  • a hot press formed part obtained by hot press forming the above-mentioned plated steel sheet for hot press forming is provided.
  • a method for manufacturing a hot press-formed part in which the heat-treated plated steel sheet for hot press forming is hot press-formed using a mold.
  • a method for manufacturing a hot press-formed part in which the heat-treated plated steel sheet for hot press forming is hot press-formed using a mold.
  • a coated steel sheet for hot press forming having excellent surface quality and a manufacturing method thereof.
  • Zn-Al-based coated steel sheets to which zinc and aluminum are added have been developed in order to improve the problem of insufficient corrosion resistance and low productivity of aluminum-coated steel sheets, which were mainly used as conventional coated steel sheets for hot press forming.
  • the plated steel sheet for hot press forming according to the present invention includes iron base; and a plating layer provided on at least one surface of the base iron.
  • any one that can be used as a steel sheet for hot press forming is applicable without limitation. Therefore, as the base iron, it is sufficient to start austenite transformation at a temperature of 800° C. or higher and to undergo martensitic transformation by rapid cooling simultaneously with forming.
  • the base iron it is sufficient to start austenite transformation at a temperature of 800° C. or higher and to undergo martensitic transformation by rapid cooling simultaneously with forming.
  • C 0.15 to 0.39%
  • Mn 0.5 to 3%
  • B 0.01% or less (including 0%)
  • Ti 0.1% or less (including 0%)
  • the balance Fe and other inevitable Base iron having impurities can be used, and examples thereof include 22MnB5.
  • the plating layer has a composition including, by weight, Zn: 21 to 34%, Si: 6.3 to 15%, Fe: 3 to 13%, the balance Al and other unavoidable impurities.
  • Zn 21 to 34%
  • Si Si: 6.3 to 15%
  • Fe 3 to 13%
  • the balance Al Al and other unavoidable impurities.
  • Zinc (Zn) is an element added to improve corrosion resistance. Normally, since an aluminum-plated steel sheet does not have sacrificial corrosion resistance, corrosion resistance can be ensured by adding zinc. In addition, zinc is added to improve productivity by lowering the melting point of the plating bath to improve sink roll life. Therefore, in the present invention, 21% or more of Zn is added in order to secure a desired level of corrosion resistance and productivity. However, since excessive addition of Zn may cause liquid metal embrittlement (LME) during hot press molding, the content of Zn is limited to 34% or less in the present invention. However, from the viewpoint of further improving the desired effect of the present invention, the lower limit of the Zn content may be preferably 23% and more preferably 25%, and the upper limit of the Zn content may be 31.2%.
  • LME liquid metal embrittlement
  • Si is an element added to control the alloying of Al included in the plating layer and Fe included in the base iron, and excessive alloying can be prevented by adding Si.
  • Si is an element that lowers the temperature of the plating bath by lowering the melting point of Al, thereby effectively suppressing the generation of ash in the plating bath. Therefore, in the present invention, in order to appropriately control the degree of alloying between Al and Fe, Si is added in an amount of 6.3% or more. However, if the Si content in the plating layer is less than 6.3%, the brittle Fe-Al-based interface alloy layer is formed too thick due to excessive alloying, which may cause the plating layer to fall off while developing brittleness during processing.
  • the Si content is 15% limited to below
  • the lower limit of the Si content may be more preferably 7.0%
  • the upper limit of the Si content may be 13.1%.
  • the (Fe) content in the plating layer is preferably 3 to 13%. If the Fe content in the plating layer is less than 3%, Al in the plating bath and Fe in the base iron form a non-uniform alloy phase on the surface of the base iron, but a non-uniform Al-Fe alloy phase, resulting in a rough plating surface and increased plating defects. Problems can arise. In addition, when the Fe content in the plating layer exceeds 13%, an excessive Fe-Al-based interface alloy layer is formed, and there is a risk that the plating layer may be dropped during processing due to the brittle Fe-Al-based interface alloy layer.
  • the excessive Fe-Al-based interface alloy layer formed during plating serves to suppress the diffusion of Fe in the heat treatment process performed during hot press molding, so that the plating layer remains in a liquid state for a long time, thereby solving the problem of seizure in the heating furnace. can cause Therefore, in the present invention, the Fe content in the plating layer is controlled to 3 to 13%. However, in view of further improving the desired effect of the present invention, the lower limit of the Fe content may be more preferably 3.8%, and the upper limit of the Fe content may be 11.2%. On the other hand, the Fe may be contained in a small amount in the plating bath, which may be a small amount of Fe flowing into the plating bath from the base iron during the manufacturing process.
  • the remainder may be Al and other unavoidable impurities.
  • Any unavoidable impurities may be included as long as they can be unintentionally incorporated in the manufacturing process of a conventional aluminum-based or aluminum-based coated steel sheet. Since these impurities can be easily understood by those skilled in the art, the present invention is not particularly limited thereto.
  • the plating layer may optionally further include 1.4% or less of Mg in order to further improve corrosion resistance.
  • the Mg may further improve corrosion resistance by serving as a buffer to suppress decomposition of zinc oxide in a corrosive environment. Therefore, Mg can optionally be added up to 1.4%.
  • the lower limit of the content may not be separately limited. As an example, the lower limit of the Mg content may be 0.05%.
  • liquid metal embrittlement refers to a phenomenon in which brittle fracture occurs due to intergranular cracking as zinc in the plating layer diffuses into the base iron during the plating process or the hot forming process.
  • LME liquid metal embrittlement
  • the LME phenomenon does not occur in the case of an aluminum plating layer, but the LME phenomenon easily occurs in the case of adding zinc. Accordingly, as a result of intensive examination, the inventors of the present invention confirmed that the LME generation tendency differs depending on the component combination between Al and Zn.
  • the coated steel sheet for hot press forming according to the present invention preferably satisfies the following relational expressions 1 and 2.
  • the [Zn] represents the average weight % content of Zn in the plating layer
  • the [Si] represents the average weight % content of Si in the plating layer
  • the [Al] represents the average weight % content of Si in the plating layer It represents the average weight % content of Al within.
  • the surface shape may become rough because smooth aluminum oxide is not sufficiently generated on the surface after heat treatment.
  • the value of [Al]/[Si] exceeds 8.5, after hot press forming, a Fe-Al alloy phase with high corrosion resistance is generated in the coating layer, so that the coated steel sheet is blanked to fit the parts before hot press forming, or the steel sheet is There is a risk of peeling of the plating due to the Fe-Al-based alloy phase due to impact during transportation.
  • the plating layer may include an Al-Zn-based plating layer; and a Fe-Al-based interfacial alloy layer provided between the Al-Zn-based plating layer and the base iron.
  • the Fe-Al-based interface alloy layer is a layer provided in contact with the base iron, and is a layer containing an intermetallic compound of Fe and Al formed through an alloying reaction of Fe and Al, and the intermetallic compound of Fe and Al may include, for example, FeAl, FeAl 3 , Fe 2 Al 5 and the like.
  • the matters commonly known in the art may be equally applied to the Fe-Al-based interfacial alloy layer. Therefore, the Fe-Al-based interface alloy layer may include, by weight, Fe: 30 to 50%, Al: 35 to 55%, and in addition to Fe and Al, some of the components that may be included in the plating layer, such as Zn and Si, It may further contain (eg, Si 27% or less).
  • the Fe-Al-based interface alloy layer by weight, Fe: 30 to 50%, Al: 35 to 55%, Si: 5 to 27%, Zn: 4% or less (including 0%) and the rest May contain impurities.
  • the Al-Zn-based plating layer may mean a layer other than the Fe-Al-based suppression layer among the above-described plating layers. That is, among the plating layers formed while the hot-dip plating layer to be described later solidifies, it may mean a layer provided on the Fe-Al-based suppression layer and distinguished from the Fe-Al-based suppression layer by content.
  • the Al-Zn-based plating layer may include Zn: 1531%, Si: 2-12%, Fe: 10% or less, the balance Al and other unavoidable impurities, by weight%.
  • the point where the Fe content is 50% is determined as the interface between the base iron and the plating layer, and the thickness of the Fe-Al system is less than 30% compared to the Al-Zn system.
  • the GDS value measured at the midpoint of the depth where the Fe content is 50% is determined as the value of the composition of the Al-Zn system.
  • the composition can be determined as the average value of the values of EDS analysis more than once.
  • the weight ratio (Sb/Sa) of the average Si content (Sb) in the Fe-Al-based alloy layer and the average Si content (Sa) in the Al-Zn-based plating layer may be 1 to 3.1. . If the value of Sb/Sa is less than 1, excessive Si phase is formed on the Al—Zn phase during solidification of the plating layer, and there is a risk of surface defects due to the hard Si phase on the surface of the plating layer.
  • Si penetrates into the Fe-Al-based crystal structure in a state where the Si content in the Fe-Al-based alloy layer is excessive, thereby inhibiting the Fe diffusion coefficient of the Fe-Al-based Fe-Al system and hot pressing.
  • alloying of the initial plating layer may be inhibited to cause problems such as burning, and accordingly, there is a concern that adhesion of the plating layer may be impaired.
  • the plated steel sheet for hot press forming is used for automobiles and then used after electrodeposition coating.
  • the surface or non-uniform oxide is generated during the heat treatment process, it becomes difficult to use it as a part.
  • Such surface defects occur when the components present in the plating layer are not uniformly alloyed during the heat treatment process and different components are locally gathered. It was confirmed that the aforementioned uniform alloying could be achieved.
  • the average Si content of the Al-Zn-based plating layer per unit area of 100 ⁇ m 2 of the plating layer compared to the Si content may include areas enriched by 40% or more.
  • the Si-enriched region by including the Si-enriched region, the Si phase concentrated at the interface at the beginning of heat treatment and the concentrated Si phase of the plating layer are simultaneously dissolved in molten aluminum while maintaining a uniform Si content throughout the plating layer, thereby improving plating adhesion after hot press molding. can be improved
  • the Si phase may be included in an area fraction of 3 to 30%.
  • the Si phase means a phase containing 40 to 99.9% of Si in weight%.
  • the Si phase by controlling the Si phase to include about 3 to 30%, the drop-off phenomenon derived from the highly brittle Fe-Al-based interface alloy layer at the interface between the base iron and the plating layer before hot forming is prevented, and at the same time, zinc is included. By doing so, peeling of the plating layer, which easily occurs during hot forming, can be prevented at the same time. Therefore, even if a plated steel sheet having a plated layer of a component system containing Zn and Al is used for hot press forming, corrosion resistance, productivity, LME prevention, and adhesion of the plated layer can be further improved.
  • hot-press-formed parts are mainly applied to parts with more complex shapes and higher strength than cold-formed products.
  • a highly brittle Fe-Al-based interface alloy layer is excessively formed due to friction and tolerance between the mold and the plating layer.
  • the plating layer tends to peel off after applying the hot press forming.
  • the coated steel sheet for hot press forming according to the present invention contains, by weight, Zn: 21 to 34%, Si: 6.3 to 15%, Fe: 2% or less (including 0%), the balance Al and other unavoidable impurities,
  • the description of the plating layer described above can be equally applied to the reason for adding the plating bath component and the reason for limiting the content. That is, since the composition of the plating layer includes components derived from the base iron, the plating bath and its components may be slightly different. and the reason for limiting the upper limit is the same.
  • the [Zn] represents the average weight% content of Zn in the hot-dip layer
  • the [Si] represents the average weight% content of Si in the hot-dip layer
  • the [Al] is It represents the average weight percent content of Al in the hot-dip layer.
  • the average cooling rate Vc1 in the first section of 630 to 530 ° C. is 25 to 90 °C/s, and cooling may be performed such that the average cooling rate Vc2 satisfies 3 to 15 °C/s in the second section of 529 to 350 °C.
  • the cooling may be controlled to satisfy the following relational expression 3.
  • the size of spangles inherent in aluminum becomes smaller and finer at the time of solidification of the plating layer in the first section, resulting in uniform surface roughness and improved surface quality. effect can be exerted.
  • the average cooling rate to a low level of about 3 to 15° C./s in the second section, it is possible to reduce the amount of air blown from the cooling tower and to reduce contamination of the plating layer.
  • the base iron before the plating step, may be heat treated in an annealing furnace having a temperature of 650 to 850 ° C and a hydrogen ratio of 0.1 to 30%.
  • the heat treatment is performed at a temperature above recrystallization to prevent work hardening of the material in a continuous plating process, and to improve plating properties by maintaining the base steel sheet at a temperature higher than that of the plating bath. If the heat treatment temperature is less than 650 ° C., there is a disadvantage in that there may be deformation and meandering of the material due to work hardening when passing through a roll such as a continuous process.
  • the temperature of the heat treatment before plating is preferably controlled to 650 to 850 ° C, more preferably, the lower limit of the heat treatment temperature may be 700 ° C, and the upper limit of the heat treatment temperature may be 810 ° C.
  • the heat treatment may be controlled in a reducing atmosphere in which the ratio of hydrogen is 0.1 to 30% and the balance is composed of nitrogen gas. If high-purity nitrogen gas is not used, it is difficult to maintain a reducing atmosphere in the heat treatment furnace, and it may be difficult to clean the surface of the steel sheet. At this time, when hydrogen gas is added in an amount of 0.1% or more, the dew point in the heat treatment furnace can be lowered, and a reducing atmosphere can be maintained to prevent further oxidation of the base iron and to clean the base surface. However, if the fraction of the hydrogen gas exceeds 30%, there is a risk of explosion due to heat treatment due to contact with oxygen when it leaks into the atmosphere. Therefore, in the present invention, the hydrogen ratio during heat treatment may be controlled to 0.1 to 30%, more preferably, the lower limit of the hydrogen ratio may be 5%, and the upper limit of the hydrogen ratio may be 25%.
  • the annealing may be performed in an atmosphere having a dew point temperature of -30 to -60 °C. If the dew point temperature during annealing is less than -30 ° C, a sufficient reducing atmosphere may not be created, and there may be a problem with the reducibility of Fe oxide generated on the surface. Problems that can be costly can arise.
  • the temperature of the plating bath may be controlled to be Tb+20°C to Tb+80°C based on the melting point (Tb) of the plating bath. If the temperature of the plating bath is less than Tb + 20 ° C, the plating bath hardens at a location where heat can escape to the outside, such as a sink roll in the plating pot, and a problem of low fluidity may occur at a low temperature as a whole. In addition, when the temperature of the plating bath exceeds Tb + 80 ° C., the plating bath temperature is high, and the roll replacement cycle is shortened due to deterioration of facilities and the like, and high temperature operation may be difficult. Therefore, in the present invention, it is preferable to control the temperature of the plating bath in the range of Tb+20°C to Tb+80°C.
  • another aspect of the present invention provides a hot press formed member obtained by hot press forming the above-described plated steel sheet for hot press forming.
  • another aspect of the present invention includes the steps of heat-treating the coated steel sheet for hot press forming obtained by the method for manufacturing a coated steel sheet for hot press forming described above in the range of Ac3 to 950° C. for 1 to 1000 seconds; and
  • a method for manufacturing a hot press-formed part in which the heat-treated plated steel sheet for hot press forming is hot press-formed using a mold.
  • a base iron containing C: 0.23%, Mn: 1.3%, B: 0.002%, Ti: 0.03%, Si: 0.25%, Cr: 0.15%, the balance Fe and other impurities was prepared.
  • the alloy composition of the plating layer was analyzed. Specifically, the alloy composition of the plating layer was first dissolved for 10 minutes with NaOH solution to remove the aluminum oxide film present on the surface, then dissolved for 30 minutes using HCl solution and inhibitor, and then combined with the two solutions dissolved in ICP -OES (Inductively Coupled Plasma Optical Emission Spectroscopy) was measured and shown in Table 2 below.
  • ICP -OES Inductively Coupled Plasma Optical Emission Spectroscopy
  • the cross section in the thickness direction (meaning the direction perpendicular to the rolling direction) of each specimen subjected to hot press molding was observed with an optical microscope to measure the crack depth of the base material. Occurrence' specimen was marked.
  • the specimen was heat-treated to reach 900 ° C., maintained for 2 minutes and rapidly cooled, the specimen was evaluated using SST (salt spray test), one of the accelerated corrosion evaluations. That is, after removing the corrosion products of the specimens subjected to salt spray for 30 days in SST by shot blasting, the maximum depth of cracks generated by corrosion in the base steel was measured.
  • SST salt spray test
  • the specimen was subjected to heat treatment to reach 900 ° C.
  • the specimen heated for 2 minutes was press-worked to measure the peeling phenomenon of the plating layer occurring on the surface.
  • the length of the major axis of the part peeled off from the part was measured and evaluated according to the following criteria.
  • the length of the major axis of the peeled area is 1 mm or more and less than 3 mm
  • ⁇ The length of the major axis of the peeled site is 3 mm or more
  • Vc1* average cooling rate in the range of 630 to 530 ° C based on the surface temperature of the hot-dip layer
  • Vc2* average cooling rate in the range of 530 to 350 ° C based on the surface temperature of the hot-dip layer
  • the average value of Si at points of 1/2t based on the total thickness t of the plating layer was measured using GDS and expressed as Sa below.
  • EDS point analysis was performed three or more times on the Fe-Al-based interface alloy layer formed adjacent to the base iron by observing with an electron microscope, and the average of the measured values was Sb indicated by
  • the region in which the Si content is concentrated by 40% or more compared to the average Si content of the Al-Zn-based plating layer per unit area of 100 ⁇ m 2 of the plating layer was present (C).
  • the Si phase containing 40 to 99.9% of Si was detected, and the area fraction (D) of the Si phase was measured based on the cross-section of the plating layer. At this time, the value of D was measured in a region secured to a total length of 75 ⁇ m or more in the rolling direction.
  • Staining is found on the surface.
  • the plating layer composition, relational expression 1, and relational expression 2 specified in the present invention are satisfied, and the value of Sb/Sa specified in Table 6: 1 to 3.1, C exists, and D is 3
  • inventive examples satisfying at least one of ⁇ 30% it was confirmed that not only LME, corrosion resistance, plating adhesion, and surface quality, but also surface properties were very excellent.
  • FIG. 1 a photograph taken by observing a cross-sectional specimen in the thickness direction of the plated steel sheet obtained from Inventive Example 11 with a scanning electron microscope (SEM) is shown in FIG. 1 .
  • SEM scanning electron microscope
  • the plating layer composition specified in the present invention relational expressions 1 and 2, and the value of Sb / Sa specified in Table 6: 1 to 3.1, C exists, and D does not satisfy at least one of 3 to 30%.
  • one or more of the aforementioned properties were found to be inferior.

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Abstract

본 발명은 표면 품질이 우수한 열간 프레스 성형용 도금 강판 및 이의 제조방법에 관한 것으로서, 보다 상세하게는 생산성 및 내식성이 우수하면서도, 열간 성형 후에도 도금층이 모재에서 박리되지 않아 표면 품질이 우수한 열간 프레스 성형용 도금 강판 및 이의 제조방법에 관한 것이다.

Description

표면 품질이 우수한 열간 프레스 성형용 도금 강판 및 이의 제조방법
본 발명은 표면 품질이 우수한 열간 프레스 성형용 도금 강판 및 이의 제조방법에 관한 것이다.
자동차의 경량화를 위해 고강도강의 활용이 늘어가고 있다. 그러나, 고강도강은 가공 중 소재의 파단이 발생하거나 가공 후 스프링백의 현상이 발생함에 따라 복잡하고 정밀한 형상의 제품의 성형은 어렵다는 문제가 있다. 열간 프레스 성형(Hot Press Forming; HPF)은 이러한 문제점을 해결하기 위한 방법으로 최근 그 적용이 확대되고 있다.
열간 프레스 성형용 강판은 통상 800~950℃로 가열한 상태에서 프레스 가공을 함에 따라 성형이 용이하고, 금형을 통해 급냉 시 성형품의 강도를 높게 만들 수 있다는 장점이 있다. 하지만, 강재를 고온으로 가열할 경우, 강재 표면에 산화가 발생하고, 이에 따라 프레스 성형 이후에 강판 표면의 산화물을 제거하는 과정이 추가되어야 하는 문제가 있다. 이를 방지하기 위해, 열간 프레스 성형을 위한 소재로서 강판 표면에 알루미늄 도금층이나 아연 도금층 혹은 그 둘을 혼합한 형태의 도금 강판이 사용되고 있다.
그러나, 알루미늄 도금 강판은 알루미늄 도금욕의 융점이 높아 도금욕 안에 사용되는 싱크롤의 수명이 3~4일에 불과하여 주기적으로 생산을 멈추고 싱크롤을 교체해야 함으로 인해 생산성이 매우 열위하다. 이러한 싱크롤의 수명은 도금욕의 온도에 반비례하기 때문에, 도금욕의 온도를 낮추는 것이 중요하다. 또한, 알루미늄 도금층은 열간 프레스 성형 후, 도금층의 희생 방식성이 없어 내식성이 열위하다는 문제도 있다.
이러한 문제점을 개선하기 위해, 열간 프레스 공정에 아연과 알루미늄이 혼합된 갈바늄(Galvalume)을 사용하여 도금욕의 온도를 낮추어 싱크롤 사용 주기를 늘려 생산성을 높이고 도금층의 내식성을 향상시키려는 시도가 있었다. 아연의 혼합에 따라 도금욕의 온도가 낮아져 도금강판의 생산성이 높아지고, 도금 후 도금층에 포함된 아연에 의해 열간 프레스 성형 후에도 도금층의 내식성이 알루미늄 대비 향상된다.
그러나, 아연이 첨가된 알루미늄 도금층은 열간 프레스 성형 후 금형에서 곡률이 있는 부위에서 도금층이 모재에서 쉽게 박리되는 문제점이 있어, 지금까지 엄격한 품질을 요구하는 고급 강재로의 수요를 충족할 수 없었다.
따라서, 내식성 및 생산성을 확보함과 동시에, 열간 성형 시 모재에서 도금층이 박리되지 않아 표면 품질이 우수한 기술 개발의 필요성이 있으나, 지금까지 내식성, 생산성과 더불어 표면 품질까지 양호한 고급의 수요를 충족할 수 있는 수준의 기술은 개발되지 않았다.
(특허문헌 1) 미국 특허공보 제6,296,805호
본 발명의 일 측면에 따르면, 표면 품질이 우수한 열간 프레스 성형용 도금 강판 및 이의 제조방법을 제공하고자 한다.
혹은, 본 발명의 또 다른 일 측면에 따르면, 생산성 및 내식성이 우수하면서도, 열간 성형 후에도 도금층이 모재에서 박리되지 않아 표면 품질이 우수한 열간 프레스 성형용 도금 강판 및 이의 제조방법을 제공하고자 한다.
본 발명의 과제는 전술한 내용에 한정하지 아니한다. 본 발명이 속하는 기술분야에서 통상의 지식을 가지는 자라면 누구라도 본 발명 명세서 전반에 걸친 내용으로부터 본 발명의 추가적인 과제를 이해하는 데 어려움이 없을 것이다.
본 발명의 일 측면은,
소지철; 및
상기 소지철의 적어도 일면에 구비되고, 중량%로, Zn: 21~34%, Si: 6.3~15%, Fe: 3~13%, 잔부 Al 및 기타 불가피한 불순물을 포함하는 도금층;
을 포함하고,
하기 관계식 1 및 2를 충족하는, 열간 프레스 성형용 도금 강판을 제공한다.
[관계식 1]
0.09 ≤ [Zn]/[Si] ≤ 4.8
[관계식 2]
3.6 ≤ [Al]/[Si] ≤ 8.5
(상기 관계식 1 및 2에 있어서, 상기 [Zn]은 상기 도금층 내 Zn의 평균 중량% 함량을 나타내고, 상기 [Si]는 상기 도금층 내 Si의 평균 중량% 함량을 나타내고, 상기 [Al]은 상기 도금층 내 Al의 평균 중량% 함량을 나타낸다.)
또한, 본 발명의 또 다른 일 측면은,
중량%로, Zn: 21~34%, Si: 6.3~15%, Fe: 2% 이하(0% 포함), 잔부 Al 및 기타 불가피한 불순물을 포함하고, 하기 관계식 1 및 2를 충족하는 도금욕에 상기 소지철을 침지하여, 표면에 용융 도금층이 형성된 강판을 얻는 도금 단계; 및
상기 강판에 대한 용융 도금층의 표면 온도를 기준으로, 630~530℃인 제1 구간에서 평균 냉각 속도 Vc1이 25~90℃/s이고, 529~350℃인 제2 구간에서 평균 냉각 속도 Vc2가 3~15℃/s를 충족하도록 냉각하는 단계;
를 포함하는, 열간 프레스 성형용 도금 강판의 제조방법을 제공한다.
[관계식 1]
0.09 ≤ [Zn]/[Si] ≤ 4.8
[관계식 2]
3.6 ≤ [Al]/[Si] ≤ 8.5
(상기 관계식 1 및 2에 있어서, 상기 [Zn]은 상기 용융 도금층 내 Zn의 평균 중량% 함량을 나타내고, 상기 [Si]는 상기 용융 도금층 내 Si의 평균 중량% 함량을 나타내고, 상기 [Al]은 상기 용융 도금층 내 Al의 평균 중량% 함량을 나타낸다.)
또한, 본 발명의 또 다른 일 측면은,
전술한 열간 프레스 성형용 도금 강판을 열간 프레스 성형하여 얻어지는 열간 프레스 성형 부재를 제공한다.
또한, 본 발명의 또 다른 일 측면은,
전술한 열간 프레스 성형용 도금 강판을 Ac3~950℃의 범위에서 1~1000초간 열처리하는 단계; 및
상기 열처리된 열간 프레스 성형용 도금 강판을 금형을 이용하여 열간 프레스 성형하는, 열간 프레스 성형 부재의 제조방법을 제공한다.
또한, 본 발명의 또 다른 일 측면은,
전술한 열간 프레스 성형용 도금 강판의 제조방법으로 얻어진 열간 프레스 성형용 도금 강판을 Ac3~950℃의 범위에서 1~1000초간 열처리하는 단계; 및
상기 열처리된 열간 프레스 성형용 도금 강판을 금형을 이용하여 열간 프레스 성형하는, 열간 프레스 성형 부재의 제조방법을 제공한다.
본 발명의 일 측면에 따르면, 표면 품질이 우수한 열간 프레스 성형용 도금 강판 및 이의 제조방법을 제공할 수 있다.
또한, 본 발명의 또 다른 일 측면에 따르면, 생산성 및 내식성이 우수하면서도, 열간 성형 후에도 도금층이 모재에서 박리되지 않아 표면 품질이 우수한 열간 프레스 성형용 도금 강판 및 이의 제조방법을 제공할 수 있다.
본 발명의 다양하면서도 유익한 장점과 효과는 상술한 내용에 한정되지 않고, 본 발명의 구체적인 실시 형태를 설명하는 과정에서 보다 쉽게 이해될 수 있을 것이다.
도 1은 발명예 11을 주사 전자 현미경(SEM)으로 관찰한 사진을 나타낸 것이다.
본 명세서에서 사용되는 용어는 특정 실시예를 설명하기 위한 것이고, 본 발명을 한정하는 것을 의도하지 않는다. 또한, 본 명세서에서 사용되는 단수 형태들은 관련 정의가 이와 명백히 반대되는 의미를 나타내지 않는 한 복수 형태들도 포함한다.
명세서에서 사용되는 "포함하는"의 의미는 구성을 구체화하고, 다른 구성의 존재나 부가를 제외하는 것은 아니다.
달리 정의하지 않는 한, 본 명세서에서 사용되는 기술 용어 및 과학 용어를 포함하는 모든 용어들은 본 발명이 속하는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 자가 일반적으로 이해하는 의미와 동일한 의미를 가진다. 사전에 정의된 용어들은 관련 기술문헌과 현재 개시된 내용에 부합하는 의미를 가지도록 해석된다.
종래의 열간 프레스 성형용 도금 강판으로 주로 사용되던 알루미늄 도금 강판의 내식성이 부족하고 생산성이 열위한 문제를 개선하기 위해, 아연 및 알루미늄이 첨가된 Zn-Al계 도금 강판이 개발되었다.
그러나, Zn-Al계 도금 강판은 내식성과 생산성이 우수하더라도, Zn의 첨가에 의해 액체 금속 취성(Liquid metal embrittlement; LME)라고 불리는 재료 파괴 현상이 발생하는 문제가 있었다. 뿐만 아니라, 열간 성형 시 금형에서 곡률이 있는 부위에서 도금층이 모재에서 쉽게 박리되어 밀착성이 열위한 문제가 있었다.
이에, 본 발명자들은, 예의 검토를 행한 결과, Zn, Al, Si를 포함하는 성분계의 도금층을 갖는 도금 강판의 제조에 있어서, 알루미늄 초정이 발생하는 경우에 도금층의 박리가 주로 문제되는 것을 발견하고, Zn, Al, Si의 성분을 정밀하게 제어함으로써, 내식성, 생산성과 더불어, LME 방지 및 도금층 밀착성 개선의 효과가 있음을 발견하고 본 발명을 완성하기에 이르렀다.
이하, 본 발명의 일 측면에 따른 열간 프레스 성형용 도금 강판에 대하여 자세히 설명한다.
본 발명에 의한 열간 프레스 성형용 도금 강판은, 소지철; 및 상기 소지철의 적어도 일면에 구비되는 도금층을 포함한다. 이 때, 상기 소지철의 종류에 대해서는 열간 프레스 성형용 강판으로서 사용될 수 있는 것이라면 제한 없이 모두 적용 가능하다. 따라서, 상기 소지철로는 800℃ 이상의 온도에서 오스테나이트 변태를 시작하고, 성형과 동시에 이루어지는 급냉에 의해 마르텐사이트 변태가 될 수 있는 강재이면 충분하다. 대표적인 일례로서, 중량%로, C: 0.15~0.39%, Mn: 0.5~3%, B: 0.01% 이하(0%를 포함), Ti: 0.1% 이하(0% 포함), 잔부 Fe 및 기타 불가피한 불순물을 갖는 소지철을 사용할 수 있고, 22MnB5 등을 들 수 있다.
본 발명에 있어서, 상기 도금층은 중량%로, Zn: 21~34%, Si: 6.3~15%, Fe: 3~13%, 잔부 Al 및 기타 불가피한 불순물을 포함하는 조성을 갖는다. 이하에서는 각 성분의 첨가 이유 및 함량 한정 이유에 대하여 구체적으로 설명한다. 이 때, 각 원소의 함량을 나타낼 때에는 특별히 달리 정의하지 않는 한, 중량%를 의미한다.
Zn: 21~34%
아연(Zn)은 내식성을 향상시키기 위해 첨가하는 원소이다. 통상, 알루미늄 도금 강판은 희생 방식성이 없기 때문에, 아연을 첨가시킴으로써 내식성을 확보할 수 있다. 또한, 도금욕의 융점을 낮춰 싱크롤 수명을 향상시킴으로써 생산성을 향상시키기 위하여 아연을 첨가한다. 따라서, 본 발명에서는 목적하는 수준의 내식성 및 생산성을 확보하기 위해, Zn를 21% 이상 첨가한다. 다만, Zn를 과다하게 첨가하면 열간 프레스 성형 시, 액체 금속 취성 파괴(Liquid Metal Embrittlement; LME)가 발생할 우려가 있으므로, 본 발명에서는 Zn의 함량을 34% 이하로 제한한다. 다만, 본 발명의 목적하는 효과를 보다 개선하고자 하는 견지에서 바람직하게 상기 Zn 함량의 하한은 23%일 수 있고 보다 바람직하게는 25%일 수 있으며, 상기 Zn 함량의 상한은 31.2%일 수 있다.
Si: 6.3~15%
실리콘(Si)은 도금층에 포함되는 Al과 소지철에 포함되는 Fe의 합금화를 조절하기 위해 첨가되는 원소로서, Si를 첨가함으로써 과도한 합금화를 방지할 수 있다. 또한, Si는 Al의 융점 저하를 유발하여 도금욕의 온도를 낮추고, 이에 따라 도금욕의 애쉬(ash) 발생을 효과적으로 억제하는 원소이다. 따라서, 본 발명에서는 Al과 Fe간의 합금화 정도를 적절히 제어하기 위해, Si를 6.3% 이상 첨가한다. 다만, 도금층 내 Si 함량이 6.3% 미만이면 과도한 합금화로 인해 취성이 강한 Fe-Al계 계면 합금층이 너무 두껍게 형성됨으로 인해, 가공 시 취성이 발현되면서 도금층이 탈락되는 원인으로 작용할 수 있다. 다만, Si 함량이 15%를 초과하면, 도금욕의 융점이 순수한 알루미늄 융점보다도 과도하게 높아져 도금욕 속의 도금 설비가 열화되어 조업성이 열위해지는 문제가 생길 수 있으므로, 본 발명에서는 Si 함량을 15% 이하로 제한한다. 다만, 본 발명의 목적하는 효과를 보다 개선하기 위한 견지에서 보다 바람직하게 상기 Si 함량의 하한은 7.0%일 수 있고, 상기 Si 함량의 상한은 13.1%일 수 있다.
Fe: 3~13%
상기 도금층 중의 (Fe) 함량은 3~13%인 것이 바람직하다. 도금층 내 Fe 함량이 3% 미만이면 도금욕의 Al과 소지철의 Fe가 소지철 표면에 균일한 합금상이 아닌 불균일한 Al-Fe 합금상이 형성되고, 이로 인해 도금 표면이 거칠어지고 도금 결함이 증가하는 문제가 생길 수 있다. 또한, 도금층 내 Fe 함량이 13%를 초과하면 과도한 Fe-Al계 계면 합금층이 형성됨으로써, 취성이 강한 Fe-Al계 계면 합금층에 의해 가공 시 도금층이 탈락할 우려가 있다. 뿐만 아니라, 도금 시 형성된 과도한 Fe-Al계 계면 합금층은 열간 프레스 성형 시 수행되는 열처리 공정에서 Fe의 확산을 억제하는 역할을 하므로, 도금층이 액상 상태로 오래 남게 됨으로 인해 가열로 내 소착의 문제를 초래할 수 있다. 따라서, 본 발명에서는 도금층 중의 Fe 함량을 3~13%로 제어한다. 다만, 본 발명의 목적하는 효과를 보다 개선하기 위한 견지에서 보다 바람직하게 상기 Fe 함량의 하한은 3.8%일 수 있고, 상기 Fe 함량의 상한은 11.2%일 수 있다. 한편, 상기 Fe는 도금욕 내에 소량 포함되어 있을 수 있는데, 이는 제조 과정 중에 소지철로부터 도금욕으로 유입되는 Fe가 소량 포함된 것일 수 있다.
잔부 Al 및 기타 불가피한 불순물
전술한 도금층의 조성 외에 잔부는 Al 및 기타 불가피한 불순물일 수 있다. 불가피한 불순물은 통상의 알루미늄계 혹은 알루미늄 합금계 도금 강판의 제조 과정에서 의도치 않게 혼입될 수 있는 것이라면, 모두 포함될 수 있다. 이러한 불순물은 당해 기술분야의 기술자라면 그 의미를 쉽게 이해할 수 있으므로, 본 발명에서는 특별히 이를 한정하지는 않는다.
Mg: 1.4% 이하
특별히 한정하는 것은 아니나, 상기 도금층은 선택적으로 내식성을 보다 향상시키기 위하여, Mg을 1.4% 이하로 더 포함할 수 있다. 상기 Mg은 부식 환경에서 아연 산화물이 분해되는 것을 억제하는 버퍼 역할을 수행하여 내식성을 보다 향상시킬 수 있다. 따라서, 선택적으로 Mg을 1.4% 이하로 첨가할 수 있다. 다만, Mg은 선택적 원소이므로 그 함량의 하한을 별도로 한정하지 않을 수 있고, 일례로서 상기 Mg 함량의 하한은 0.05%일 수 있다.
한편, Zn-Al계 도금 강판은 내식성과 생산성이 우수하더라도, Zn의 첨가에 의해 액체 금속 취성(Liquid metal embrittlement; LME)라고 불리는 재료 파괴 현상이 발생하는 문제가 있었다. 상기 액체 금속 취성이란, 도금 과정 혹은 열간 성형 과정 중에, 도금층의 아연이 소지철로 확산하여 입계 균열에 의해 취성 파괴가 일어나는 현상을 말한다. 그런데, 이러한 도금층에서 소지철까지 연결되는 크랙이 발생한 도금 강판이 자동차 부재에 사용되는 경우에는 차량 운행 중에 발생하는 누적된 스트레스로 인해 피로파괴 발생이나 차량 충돌 시 차체의 강성을 취약하게 할 우려가 있으므로, 열간 프레스 성형 부품에서 LME 현상은 억제되어야 한다.
일반적으로 알루미늄 도금층의 경우에는 LME 현상이 발생하지 않으나, 아연을 첨가하는 경우에는 LME 현상이 쉽게 발생하다. 이에 본 발명자들은 예의 검토를 행한 결과, Al, Zn 간의 성분 조합에 따라 LME 발생 경향이 다르게 나타남을 확인하였다.
또한, Al, Zn와 더불어, 합금화 방지를 위해 Si가 첨가되는 경우, 3원계 조성을 가지게 되고, 연속 도금 후 응고하여 도금층을 형성하는 과정에서, Al, Zn, Si의 성분 조합이 변화함에 따라 알루미늄 초정이 발생하는 경우에 주로 도금층의 밀착성이 문제됨을 추가적으로 발견하였다.
즉, 본 발명에서 목적하는 내식성, 생산성과 더불어, LME 현상 방지 및 도금층의 밀착성을 동시에 확보하기 위해서는, Al, Zn, Si를 포함하는 세 성분간의 관계를 하기 관계식 1, 2와 같이 정밀하게 제어하는 것이 매우 중요한 요소임을 확인하였다.
따라서, 본 발명에 의한 열간 프레스 성형용 도금 강판은 하기 관계식 1 및 2를 충족하는 것이 바람직하다.
[관계식 1]
0.09 ≤ [Zn]/[Si] ≤ 4.8
[관계식 2]
3.6 ≤ [Al]/[Si] ≤ 8.5
(상기 관계식 1 및 2에 있어서, 상기 [Zn]은 상기 도금층 내 Zn의 평균 중량% 함량을 나타내고, 상기 [Si]는 상기 도금층 내 Si의 평균 중량% 함량을 나타내고, 상기 [Al]은 상기 도금층 내 Al의 평균 중량% 함량을 나타낸다.)
구체적으로, 상기 관계식 1에서 정의된 [Zn]/[Si]의 값이 0.09 미만이면 목적하는 수준의 내식성을 확보하기 어려울 수 있다. 또한, 상기 [Zn]/[Si]의 값이 4.8을 초과하면 도금층의 내식성을 확보되더라도, 도금층의 밀착성이 저하하거나, LME 현상이 발생할 우려가 있다.
또한, 상기 관계식 2에서 정의된 [Al]/[Si]의 값이 3.6 미만이면 열처리 후 표면에 매끄러운 알루미늄 산화물의 생성이 충분하지 못해 표면의 형상이 거칠어 질 수 있다. 또한, 상기 [Al]/[Si]의 값이 8.5를 초과하면 열간 프레스 성형 후 도금층 내취성이 높은 Fe-Al합금상이 생성되어 도금강판을 열간 프레스 성형전 부품에 맞게 도금강팡을 Blank 가공하거나 강판 운반 시 충격에 의해 Fe-Al계 합금상에 의한 도금 박리 우려가 있다.
한편, 본 발명의 일 측면에 따르면, 상기 도금층은, Al-Zn계 도금층; 및 상기 Al-Zn계 도금층과 상기 소지철 사이에 구비되는 Fe-Al계 계면 합금층;을 포함할 수 있다.
상기 Fe-Al계 계면 합금층이란 소지철 상에 접하여 구비되는 층으로서, Fe와 Al의 합금화 반응을 통해 형성된 Fe와 Al의 금속간 화합물을 포함하는 층이고, 상기 Fe와 Al의 금속간 화합물로는 예를 들어 FeAl, FeAl3, Fe2Al5 등을 들 수 있다. 이 때, 상기 Fe-Al계 계면 합금층에 대해서는 당해 기술분야에서 통상적으로 알려진 사항을 동일하게 적용할 수 있다. 따라서, 상기 Fe-Al계 계면 합금층은 중량%로, Fe: 30~50%, Al: 35~55% 포함할 수 있고, Fe 및 Al 외에도 Zn, Si 등과 같이 도금층 내 포함될 수 있는 성분을 일부 더 포함(예를 들어, Si 27% 이하)할 수 있다.
다시 말해, 상기 Fe-Al계 계면 합금층은 중량%로, Fe: 30~50%, Al: 35~55%, Si: 5 내지 27%, Zn: 4% 이하(0% 포함) 및 잔부 기타 불순물을 포함할 수 있다.
또한, 상기 Al-Zn계 도금층은 전술한 도금층 중에, Fe-Al계 억제층이 아닌 층을 의미할 수 있다. 즉, 후술하는 용융 도금층이 응고되면서 형성되는 도금층 중에, Fe-Al계 억제층 상에 구비되고, 상기 Fe-Al계 억제층과는 함량으로 구분되는 층을 의미할 수 있다. 구체적으로는, 상기 Al-Zn계 도금층은 중량%로, Zn: 1531%, Si: 2~12%, Fe: 10% 이하, 잔부 Al 및 기타 불가피한 불순물을 포함할 수 있다.
일례로, 도금층을 GDS로 분석 시, Fe 함량이 50%인 지점을 소지철과 도금층의 계면으로 판단하고, Fe-Al계의 두께는 Al-Zn계에 비해 두께가 30% 미만이므로 도금층 표면과 Fe함량이 50%인 깊이의 중간 지점에서 측정된 GDS값을 Al-Zn계의 조성 성분값으로 결정하고 Fe-Al계의 조성은 전자주사현미경으로 1500배 이상 배율로 Fe-Al합금층을 3회 이상 EDS 분석한 값의 평균값으로 조성을 결정할 수 있다.
본 발명의 일 측면에 따르면, 상기 Fe-Al계 합금층 내 평균 Si 함량(Sb)과 상기 Al-Zn계 도금층 내 평균 Si 함량(Sa)의 중량비(Sb/Sa)는 1~3.1일 수 있다. 상기 Sb/Sa의 값이 1 미만이면 도금층 응고 시 Al-Zn상에 과도한 Si상이 형성되어 도금층 표면에 경질의 Si상으로 인하여 표면 결함의 우려가 있다. 한편, 상기 Sb/Sa의 값이 3.1 이상이면 Fe-Al계 합금층에 Si의 함량이 과도한 상태로 Fe-Al계 결정 구조에 Si이 침입하여 Fe-Al계의 Fe 확산 계수를 저해하여 열간 프레스 성형 시 초기 도금층의 합금화를 저해하여 소착 등의 문제를 야기할 수 있고, 이에 따라 도금층의 밀착성을 저해할 우려가 있다.
즉, 통상 열간 프레스 성형용 도금 강판은 자동차에 사용되어 전착 도장 후 사용되게 된다. 하지만, 열처리 과정 중 표면에 심한 색상차가 존재하거나 불균일한 산화물이 생성된다면 부품으로 사용하기 어렵게 된다. 이러한 표면 결함은 도금층에 존재하는 성분들이 열처리 과정중 균일하게 합금화되지 못하고 국부적으로 서로 다른 성분이 모여있을 때 발생하게 되는데, 본 발명자들은 예의 검토를 행한 결과, 상기 Sb/Sa의 값을 제어함으로써, 전술한 균일한 합금화를 도모할 수 있음을 확인하였다.
또한, 본 발명의 일 측면에 따르면, 상기 Al-Zn계 도금층에 대한 두께방향으로의 단면을 기준으로, 상기 도금층의 단위면적 100㎛2당 상기 Al-Zn계 도금층의 평균 Si 함량 대비 Si 함량이 40% 이상 농화된 영역을 포함할 수 있다. 이렇듯, Si가 농화된 영역을 포함함으로써, 열처리 초기 계면에 집중된 Si상과 도금층의 농화된 Si상이 동시에 용융된 알루미늄에 고용되면서 도금층 전체에 균일한 Si 함량을 유지시킴으로서 열간 프레스 성형 후의 도금 밀착성을 보다 개선할 수 있다.
또한, 본 발명의 일 측면에 따르면, 상기 Al-Zn계 도금층의 두께방향으로의 단면을 기준으로, Si상을 면적분율로, 3~30% 포함할 수 있다. 이떄, 상기 Si상이라 함은 중량%로, Si를 40~99.9% 포함하는 상을 의미한다.
본 발명에서는, Si상을 3~30% 정도로 포함하도록 제어함으로써, 열간 성형 전 소지철과 도금층 계면에서 취성이 강한 Fe-Al계 계면 합금층으로부터 유래되는 탈락 현상을 방지함과 동시에, 아연을 포함함으로써 열간 성형 시 쉽게 발생되는 도금층의 박리 현상도 동시에 방지할 수 있다. 따라서, Zn 및 Al을 포함하는 성분계의 도금층을 갖는 도금 강판을 열간 프레스 성형에 이용하더라도, 내식성, 생산성, LME 방지와 더불어, 도금층의 밀착성을 한층 더 개선할 수 있다.
즉, 열간 프레스 성형 부품은 냉간 성형 제품에 비해 형상이 복잡하고 강도가 높은 부품에 주로 적용된다. 이러한 사유로 인해 복잡한 형상을 제작하기 위해서는 심가공이 필요하고 금형이 많이 사용되는 열간 프레스 성형의 특성상, 금형과 도금층의 마찰 및 공차로 인해, 취성이 강한 Fe-Al계 계면 합금층이 과도하게 형성됨으로 인한 탈락 현상과는 별개로, 열간 프레스 성형을 적용한 후 도금층이 박리가 발생하기 쉽다고 하는 문제가 있다.
지금까지 이러한 열간 프레스 성형 후 도금층이 쉽게 박리되어 버리는 문제에 대해서는 주목하지 않았으나, 본 발명자들은 예의 검토를 행한 결과, 전술한 Sb/Sa의 값, Si 함량이 농화된 영역의 존재 여부(C) 및 Si상의 면적분율 등의 조건을 정밀하게 제어함으로써, 소지철과 Fe-Al계 게면 합금층으로부터 유래되는 탈락 현상뿐만 아니라, Al-Zn계 도금층과 Fe-Al계 계면 합금층에서 주로 발생되는 부품 성형 후의 불량 문제까지도 해결할 수 있음을 확인하였다.
다음으로, 본 발명의 또 다른 일 측면인 열간 프레스 성형용 도금 강판의 제조방법에 대하여 자세히 설명한다. 다만, 본 발명의 열간 프레스 성형용 도금 강판이 반드시 이하의 제조방법에 의해 제조되어야 함을 의미하는 것은 아니다.
본 발명에 의한 열간 프레스 성형용 도금 강판은 중량%로, Zn: 21~34%, Si: 6.3~15%, Fe: 2% 이하(0% 포함), 잔부 Al 및 기타 불가피한 불순물을 포함하고, 하기 관계식 1 및 2를 충족하는 도금욕에 상기 소지철을 침지하여, 표면에 용융 도금층이 형성된 강판을 얻는 도금 단계를 포함한다. 이 때, 도금욕 성분의 첨가 이유 및 함량 한정 이유에 대해서는 전술한 도금층에서의 설명을 동일하게 적용 가능하다. 즉, 도금층의 조성은 소지철로부터 유래되는 성분을 포함하게 되므로, 도금욕과 그 성분이 미세하게 달라질 수 있으나, 소지철로부터 유래되는 것 외에는 도금욕에서의 각 성분의 첨가 이유 및 수치한정이 하한 및 상한의 한정이유는 동일하다.
[관계식 1]
0.09 ≤ [Zn]/[Si] ≤ 4.8
[관계식 2]
3.6 ≤ [Al]/[Si] ≤ 8.5
(상기 관계식 1 및 2에 있어서, 상기 [Zn]은 상기 용융 도금층 내 Zn의 평균 중량% 함량을 나타내고, 상기 [Si]는 상기 용융 도금층 내 Si의 평균 중량% 함량을 나타내고, 상기 [Al]은 상기 용융 도금층 내 Al의 평균 중량% 함량을 나타낸다.)
이어서, 특별히 한정하는 것은 아니나, 본 발명의 일 측면에 따르면, 상기 도금 단계 이후, 강판에 대한 용융 도금층의 표면 온도를 기준으로, 630~530℃인 제1 구간에서 평균 냉각 속도 Vc1이 25~90℃/s이고, 529~350℃인 제2 구간에서 평균 냉각 속도 Vc2가 3~15℃/s를 충족하도록 냉각을 수행할 수 있다. 이 때, 상기 냉각 시에는 하기 관계식 3을 충족하도록 제어할 수 있다.
[관계식 3]
Vc2 ≤ Vc1/7
전술한 바와 같이, 도금 단계 이후, 용융 도금층의 냉각 속도를 정밀하게 제어함으로써, 도금층의 표면 품질을 개선하는 효과를 발휘할 수 있다.
구체적으로, 상기 제1 구간에서 냉각 속도를 25~90℃/s로 크게 제어함으로써, 상기 제 1구간의 도금층 응고시점에서 알루미늄 고유의 스팽글 크기가 작아지고 미세해져 표면 조도가 균일해지고 표면 품질이 향상되는 효과를 발휘할 수 있다. 또한, 상기 제 2구간에서는 평균 냉각 속도를 3~15℃/s 정도로 낮게 제어함으로써, 냉각 타워의 송풍량을 줄여 도금층에 이물질 혼입을 줄일 수 있다.
또한, 본 발명의 일 측면에 따르면, 상기 도금 단계 전에, 온도가 650~850℃이고, 수소의 비율이 0.1~30%인 소둔로에서, 상기 소지철을 열처리할 수 있다. 상기 열처리는 재결정 이상 온도에서 실시하여 연속 도금 공정에서 소재의 가공 경화를 방지하고, 소지강판을 도금욕보다 높은 온도로 유지하여 도금성을 향상시킬 수 있다. 상기 열처리 온도가 650℃ 미만이면 연속 공정과 같은 롤을 통과 시 가공 경화에 의한 소재 변형 및 사행이 있을 수 있는 단점이 있다. 또한, 상기 열처리 온도가 850℃를 초과하면 소지강판 내에 존재하는 Mn 및 Si가 소지 표면으로 농화되어 산화물을 형성할 수 있고, 이에 따라 특성을 열위하게 할 수 있다. 따라서, 상기 도금 전 열처리의 온도는 650~850℃로 제어하는 것이 바람직하고, 보다 바람직하게 상기 열처리 온도의 하한은 700℃일 수 있고, 상기 열처리 온도의 상한은 810℃일 수 있다.
또한, 상기 열처리는 수소의 비율이 0.1~30%이고 잔부가 질소 가스로 구성되는 환원성 분위기로 제어될 수 있다. 고순도의 질소가스를 사용하지 않을 경우 열처리로 내의 환원분위기가 유지되기 어려워 소지강판의 표면 청정화가 어려울 수 있다. 이 때, 수소 가스를 0.1% 이상 첨가하게 되면 열처리로 내의 이슬점을 낮출 수 있고 환원 분위기를 유지하여 소지철의 추가 산화를 방지하고 소지 표면을 청정화시킬 수 있다. 다만, 상기 수소 가스의 분율이 30%를 초과하면 대기로 누출시 산소와의 접촉으로 열처리로 폭발 위험성이 있다. 따라서, 본 발명에서는 열처리 시 수소의 비율을 0.1~30%로 제어할 수 있고, 보다 바람직하게 상기 수소 비율의 하한은 5%일 수 있고, 상기 수소 비율의 상한은 25%일 수 있다.
이 때, 특별히 한정하는 것은 아니나, 상기 소둔은 이슬점 온도가 -30~-60℃인 분위기에서 수행될 수 있다. 상기 소둔 시 이슬점 온도가 -30℃ 미만이면 충분한 환원 분위기를 만들지 못해 표면에 생성된 Fe산화물의 환원성에 문제가 생길 수 있고, -60℃를 초과하면 청정분위기를 유지하기 위한 고순도 질소 등의 사용으로 비용이 많이 발생하는 문제가 생길 수 있다.
본 발명의 일 측면에 따르면, 상기 도금욕의 온도는 도금욕 융점(Tb)를 기준으로, Tb+20℃ 내지 Tb+80℃가 되도록 제어할 수 있다. 상기 도금욕의 온도가 Tb+20℃ 미만이면 도금 Pot내에 싱크롤등 외부로 열이 빠져 나갈수 있는 위치 등에서 도금욕이 굳는 현상이 발생하고 전체적으로 낮은 온도에서는 유동성이 낮아지는 문제가 생길 수 있다. 또한, 상기 도금욕의 온도가 Tb+80℃를 초과하면 도금욕 온도가 높아 설비 등의 열화 문제로 인해 롤교체 주기가 짧아지고 고온으로 조업이 어려워지는 문제가 생길 수 있다. 따라서, 본 발명에서는 상기 도금욕의 온도를 Tb+20℃~Tb+80℃ 범위로 제어하는 것이 바람직하다.
또한, 본 발명의 또 다른 일 측면은, 전술한 열간 프레스 성형용 도금 강판을 열간 프레스 성형하여 얻어지는 열간 프레스 성형 부재를 제공한다.
또한, 본 발명의 또 다른 일 측면은, 전술한 열간 프레스 성형용 도금 강판의 제조방법으로 얻어진 열간 프레스 성형용 도금 강판을 Ac3~950℃의 범위에서 1~1000초간 열처리하는 단계; 및
상기 열처리된 열간 프레스 성형용 도금 강판을 금형을 이용하여 열간 프레스 성형하는, 열간 프레스 성형 부재의 제조방법을 제공한다.
다만, 상기 열간 프레스 성형 부재 및 이의 제조방법에 대해서는 당해 기술분야에서 통상적으로 알려진 사항을 제한없이 적용 가능하다. 따라서, 본 명세서에서는 이를 별도로 한정하지는 않는다.
(실시예)
이하, 실시예를 통하여 본 발명을 보다 구체적으로 설명한다. 다만, 하기 실시예는 예시를 통하여 본 발명을 설명하기 위한 것일 뿐, 본 발명의 권리범위를 제한하기 위한 것이 아니라는 점에서 유의할 필요가 있다. 본 발명의 권리범위는 특허 청구범위에 기재된 사항과 이로부터 합리적으로 유추되는 사항에 의해 결정되는 것이기 때문이다.
(실험예 1)
중량%로, C: 0.23%, Mn: 1.3%, B: 0.002%, Ti: 0.03%, Si: 0.25%, Cr: 0.15%, 잔부 Fe 및 기타 불순물을 포함하는 소지철을 준비하였다. 이슬점 온도 -50℃이고, 5% 수소와 95% 질소의 혼합 분위기인 소둔로에서 750℃로 상기 소지철을 열처리한 후, 하기 표 1에 기재된 조건으로 도금욕에 침지하여 소지철표면 상에 용융 도금층을 형성하였다. 이후, 하기 표 1에 기재된 조건으로, 에어 나이프로 처리하여 편면당 도금 부착량을 제어한 후 냉각하여 열간 프레스 성형용 도금 강판을 제조하였다.
No. 도금욕 조성 [wt%]
(잔부 불순물)		 도금욕 융점 (Tb) [℃] 도금욕 온도
[℃]		 편면당 도금
부착량 [g/m2]
Al Zn Si Fe
비교예 1 77 16.5 5.7 0.7 587 620 94
비교예 2 73 22.1 4.1 0.6 585 620 123
비교예 3 67 27.5 4.7 0.7 567 610 93
비교예 4 72 25.4 2.0 0.8 594 620 102
비교예 5 73 25.9 1.1 0.2 600 630 106
비교예 6 65 29.2 5.6 0.6 555 590 43
비교예 7 65 29.5 5.0 0.5 559 590 61
비교예 8 59 38.0 2.0 0.8 565 600 81
비교예 9 70 20.8 9.0 0.2 561 600 62
비교예 10 79 20.2 0 0.8 621 650 63
발명예 1 70 22.6 6.7 0.5 563 620 37
발명예 2 69 21.5 9.3 0.5 568 630 39
발명예 3 64 27.0 8.1 0.8 558 600 58
발명예 4 64 27.0 8.1 0.8 558 600 98
발명예 5 61 26.1 12.5 0.6 639 670 60
발명예 6 61 32.0 6.8 0.7 539 590 93
상기 표 1의 방법으로부터 얻어진 각 열간 프레스 성형용 도금강판에 대한 시편을 제조한 후, 도금층의 합금 조성을 분석하였다. 구체적으로, 도금층의 합금 조성은 표면에 존재하는 알루미늄 산화막을 제거하기 위해 먼저 NaOH 용액으로 10분 동안 용해한 후, HCl 용액과 inhibitor를 사용하여 도금층을 30분 용해하고 이렇게 용해된 두개의 용액을 합하여 ICP-OES (Inductively Coupled Plasma Optical Emission Spectroscopy)를 통해 측정하여 하기 표 2에 나타내었다.
No. 도금층 조성 [wt%]
Al Zn Si Fe [Zn]/[Si] [Al]/[Si]
비교예 1 77.6 14.9 4.2 3.3 3.5 18.5
비교예 2 69.4 24.0 3.8 2.8 6.3 18.3
비교예 3 67.4 26.3 3.6 2.7 7.3 18.7
비교예 4 72.5 17.3 2.5 7.7 6.9 29.0
비교예 5 73.9 17.0 1.5 6.6 11.3 49.9
비교예 6 58.1 32.3 5.9 3.7 5.5 9.8
비교예 7 63.3 26.5 5.6 4.7 4.7 11.3
비교예 8 54.1 35.0 2.6 8.3 13.5 20.8
비교예 9 66.5 19.8 10.1 3.6 2.0 6.6
비교예 10 64.1 20.1 0.1 14.6 201.0 641.0
발명예 1 62.8 21.9 7.4 7.9 3.0 8.5
발명예 2 62.7 21.1 10.8 5.4 2.0 5.8
발명예 3 60.5 22.5 10.3 6.7 2.2 5.9
발명예 4 60.4 25.9 9.9 3.8 2.6 6.1
발명예 5 58.3 24.1 13.1 4.6 1.8 4.4
발명예 6 55.3 31.2 7.0 6.5 4.5 7.9
전술한 방법으로 제조된 도금강판의 시편을 채취한 후, 블랭크로 절단하고, 900℃의 로(furnace)에서 블랭크 시편이 900℃에 도달한 후 2분간 유지하였다. 이후, 가열된 블랭크 시편을 20초 이내에 금형으로 이송한 후, 금형을 이용하여 열간 성형하였고, 이어서 20℃/s의 냉각 속도로 냉각함으로써 열간성형 부재를 얻었다.
이어서, LME 발생 여부, 열간 프레스 성형 후 내식성, 열간성형 전 소지철과 도금층 계면에서 탈락이 발생하는 지 여부, 열간 프레스 성형 후 도금 밀착성을 하기와 같은 기준으로 각각 평가하여 하기 표 3에 나타내었다.
[LME 발생 여부]
열간 프레스 성형을 실시한 각 시편의 두께방향(압연방향과 수직인 방향을 의미)으로의 단면을 광학 현미경으로 관찰하여 모재의 크랙 깊이를 측정하여, 모재의 크랙 깊이가 30㎛ 이상인 경우를 LME의 '발생' 시편으로 표기하였다.
[열간 프레스 성형 후 내식성]
시편에 열처리하여 900℃에 도달한 후 2분간 유지하고 급냉한 시편을 부식 가속 평가중 하나인 SST(salt spray test)를 사용하여 평가하였다. 즉, SST에서 30일 동안 염수 분무를 시행한 시편의 부식 생성물을 숏 블라스트(shot blast)로 제거한 후 소지철에서 부식으로 생성된 크랙의 최대 깊이를 측정하였다.
○: 크랙의 깊이가 모재 두께의 30% 이하인 경우
×: 크랙의 깊이가 모재 두께의 30%를 초과하는 경우
[소지철과 도금층 계면에서의 탈락 발생 여부]
소지철과 도금층 계면에서의 탈락 발생 여부를 평가하기 위해, 열간 프레스 성형 전 도금 강판에 대한 시편에 대하여 90도 굽힘 가공을 실시한 후, 소지철과 도금층 계면에서 취성이 강한 Fe-Al계 계면 합금층에 의한 탈락이 발생하는 지 여부를 평가하였다. 탈락이 발생하는 경우를 '탈락'으로 표시하였다.
[열간 프레스 성형 후 도금 밀착성]
시편에 열처리하여 900℃에 도달한 후 2분동안 가열한 시편을 프레스 가공하여 표면에 발생하는 도금층 박리 현상을 측정하였다. 시편 중에, 부품에서 박리된 부위의 장축 길이를 측정하여 하기와 같은 기준으로 평가하였다.
◎: 박리된 부위의 장축 1mm 미만
○: 박리된 부위의 장축 길이가 1mm 이상 3mm 미만
×: 박리된 부위의 장축 길이가 3mm 이상
No. LME 발생
여부		 열간 프레스
성형 후
내식성		 소지철과 도금층
계면에서의 탈락
발생 여부		 열간 프레스
성형 후
도금 밀착성
비교예 1 - × - ×
비교예 2 - ○ - ×
비교예 3 - ○ - ×
비교예 4 - × 탈락 ×
비교예 5 - × 탈락 ×
비교예 6 - ○ - ×
비교예 7 - ○ - ×
비교예 8 발생 ○ 탈락 ×
비교예 9 - × 탈락 ×
비교예 10 - ○ 탈락 ×
발명예 1 - ○ - ○
발명예 2 - ○ - ○
발명예 3 - ○ - ○
발명예 4 - ○ - ○
발명예 5 - ○ - ○
발명예 6 - ○ - ○
상기 표 3에서 볼 수 있듯이, 본 발명에서 규정하는 도금층의 조성, 관계식 1, 관계식 2 및 제조조건를 모두 충족하는 발명예들은 LME 발생을 억제하면서도, 소지철과 도금층 계면에서 탈락이 발생하지 않고, 열간 프레스 성형 후 내식성, 열간 프레스 성형 후 도금 밀착성이 모두 우수함을 확인하였다.
반면, 본 발명에서 규정하는 도금층 조성, 관계식 1, 관계식 2 및 제조조건 중 하나 이상을 충족하지 않는 비교예 1~9의 경우, LME 특성, 소지철과 도금층 계면에서 탈락 발생 여부, 열간 프레스 성형 후 내식성, 열간 프레스 성형 후 도금 밀착성 중 하나 이상의 특성이 열위함을 확인하였다.
(실험예 2)
이슬점 온도 -50℃이고, 5% 수소와 95% 질소의 혼합 분위기인 소둔로에서 750℃로 상기 소지철을 열처리하기, 도금 후 하기 표 4에 기재된 조건으로 용융 도금층을 냉각한 것 외에는, 전술한 실험예 1과 동일한 방법으로 열간 프레스 성형용 도금 강판을 제조하였다.
No. 도금욕 조성 [wt%]
(잔부 불순물)		 도금욕 융점 (Tb)
[℃]		 도금욕 온도
[℃]		 편면당
도금
부착량 [g/m2]		 Vc1*
[℃/s]		 Vc2*
[℃/s]
Al Zn Si Fe
비교예 11 77 16.5 5.7 0.7 587 620 94 60 5
비교예 12 73 22.1 4.1 0.6 585 620 123 60 5
비교예 13 67 27.5 4.7 0.7 567 610 93 50 10
비교예 14 72 25.4 2.0 0.8 594 620 102 60 5
비교예 15 73 25.9 1.1 0.2 600 630 106 60 10
비교예 16 65 29.2 5.6 0.6 555 590 43 30 5
비교예 17 65 29.5 5.0 0.7 559 590 61 30 5
비교예 18 59 38.0 2.0 0.8 565 600 81 40 5
발명예 7 70 22.6 6.7 0.5 563 620 37 60 5
발명예 8 69 21.5 9.3 0.2 568 630 37 70 10
발명예 9 64 27.0 8.1 0.8 558 600 58 40 5
발명예 10 64 27.0 8.1 0.8 558 600 98 80 5
발명예 11 61 26.1 12.5 0.6 639 670 60 80 10
발명예 12 61 32.0 6.8 0.7 539 590 93 305 5
Vc1*: 용융 도금층의 표면 온도를 기준으로, 630~530℃인 구간에서 평균 냉각 속도
Vc2*: 용융 도금층의 표면 온도를 기준으로, 530~350℃인 구간에서 평균 냉각 속도
실험예 1과 동일한 방법으로, 각 발명예 및 실시예로부터 얻어지는 열간 프레스 성형용 도금 강판의 도금층 조성을 분석하여 하기 표 5에 나타내었다.
No. 도금층 조성 [wt%]
Al Zn Si Fe [Zn]/[Si] [Al]/[Si]
비교예 11 77.6 14.9 4.2 3.3 3.5 18.5
비교예 12 69.4 24.0 3.8 2.8 6.3 18.3
비교예 13 67.4 26.3 3.6 2.7 7.3 18.7
비교예 14 72.5 17.3 2.5 7.7 6.9 29.0
비교예 15 73.9 17.0 1.5 6.6 11.3 49.9
비교예 16 58.1 32.3 5.9 3.7 5.5 9.8
비교예 17 63.3 26.5 5.6 4.7 4.7 11.3
비교예 18 54.1 35.0 2.6 8.3 13.5 20.8
발명예 7 59.5 21.9 7.4 11.2 3.0 8.0
발명예 8 59.1 21.1 10.8 9.0 2.0 5.5
발명예 9 60.5 22.5 10.3 6.7 2.2 5.9
발명예 10 60.4 25.9 9.9 3.8 2.6 6.1
발명예 11 58.3 24.1 13.1 4.6 1.8 4.4
발명예 12 55.3 31.2 7.0 6.5 4.5 7.9
이어서, 전술한 각 도금 강판에 대한 두께방향(강판의 압연방향과 수직인 방향을 의미)으로 자른 단면 시편을 만든 후, 주사 전자 현미경(SEM)으로 관찰하였다. 이를 통해, 소지철 상에, 도금층이 형성되고, 상기 도금층으로서 소지철 상에 접하는 Fe-Al계 계면 합금층이 형성되고, 상기 Fe-Al계 계면 합금층 상에 Al-Zn 도금층이 형성되는 것을 확인하였다.
또한, 각 도금 강판의 도금층에 대하여, GDS를 이용하여 도금층 전체 두께 t를 기준으로 1/2t인 지점들에서의 Si 평균값을 측정하여, 하기 Sa로 나타내었다. 또한, 각 도금 강판의 두께방향으로의 단면 시편에 대해, 전자 현미경으로 관찰하여 소지철에 인접하여 형성된 Fe-Al계 계면 합금층을 EDS 포인트 분석을 3회 이상 실시하여 측정값의 평균을 하기 Sb로 나타내었다.
또한, 상기 단면 시편에 대하여, 전술한 방법과 동일하게 SEM 및 EDS 포인트 분석을 통해, 도금층의 단위면적 100㎛2당 상기 Al-Zn계 도금층의 평균 Si 함량 대비 Si 함량이 40% 이상 농화된 영역이 존재하는 지 여부(C)를 측정하였다. 또한, 마찬가지로 SEM, EDS를 이용하여, Si를 40~99.9% 포함하는 Si상을 탐지하였고, 도금층의 단면 기준으로, Si상의 면적분율(D)을 측정하였다. 이 때, 상기 D의 값은, 압연 방향으로의 전체 길이 75㎛ 이상 확보된 영역에서 측정하였다. 이러한 측정 값들을 하기 표 6에 나타내었다.
No. Sa* Sb* Sb/Sa C* D*
비교예 11 3.4 13.0 3.8 × -
비교예 12 3.2 10.4 3.2 × -
비교예 13 2.8 16.4 5.8 × -
비교예 14 2.2 12.7 5.9 × -
비교예 15 1.0 10.3 10.0 × -
비교예 16 5.1 18.0 3.5 × -
비교예 17 4.9 15.8 3.2 × -
비교예 18 2.2 12.4 5.6 × -
발명예 7 5.9 17.6 3.0 ○ 4
발명예 8 10.3 12.0 1.2 ○ 12
발명예 9 9.6 18.1 1.9 ○ 10
발명예 10 9.5 13.0 1.4 ○ 7
발명예 11 8.6 16.7 1.9 ○ 19
발명예 12 6.3 15.4 2.4 ○ 5
Sa*: Al-Zn계 도금층 내 평균 Si 함량 [wt%]
Sb*: Fe-Al계 합금층 내 평균 Si 함량 [wt%]
C*: Al-Zn계 도금층의두께방향(압연방향과 수직인 방향) 단면을 기준으로, 도금층의 단위면적 100㎛2당, 도금층의 평균 Si 함량 대비 Si 함량이 40% 이상 농화된 영역이 존재하는 지 여부 [○/×]
D*: Al-Zn계 도금층의 두께방향 단면을 기준으로, Si상의 면적분율 [%]
이렇게 얻어진 각 도금 강판에 대하여, 실험예 1과 동일한 방법으로 하기 표 7에 기재된 특성을 평가하였다. 또한, 추가적으로 하기와 같은 기준으로 표면 품질 특성을 더 평가하여 표 7에 나타내었다.
[표면 품질]
시편에 대하여, 육안상 관찰하여 표면 색상차가 있는 지 및 표면에 과다하게 생성된 아연 산화물로 인해 전체적으로 얼룩진 현상이 발견되는 지 여부를 평가하였고, 하기 기준으로 평가하였다.
양호: 표면 색상차 및 표면 얼룩 관찰되지 않음
표면 색상차: 표면에 주위 영역과 색상이 다른 50mm2 이상의 영역이 존재함
표면 얼룩: 표면에 얼룩진 현상이 발견됨
No. LME 크랙 열간 프레스 성형 후
내식성		 소지철과 도금층 계면에서의 탈락 발생 여부 열간 프레스 성형 후
도금 밀착성		 표면 품질
비교예 11 - × - × 양호
비교예 12 - ○ - × 양호
비교예 13 - ○ - × 양호
비교예 14 - × 탈락 × 표면 색상차
비교예 15 - × 탈락 × 표면 색상차
비교예 16 - ○ - × 양호
비교예 17 - ○ - × 양호
비교예 18 발생 ○ 탈락 × 표면 얼룩
발명예 7 - ○ 탈락 ◎ 양호
발명예 8 - ○ 탈락 ◎ 양호
발명예 9 - ○ - ◎ 양호
발명예 10 - ○ - ◎ 양호
발명예 11 - ○ - ◎ 양호
발명예 12 - ○ - ◎ 양호
상기 표 7에서 볼 수 있듯이, 본 발명에서 규정하는 도금층 조성, 관계식 1, 관계식 2을 충족할 뿐만 아니라, 표 6에서 규정하는 Sb/Sa의 값: 1~3.1, C가 존재하고, D가 3~30% 중 하나 이상을 충족하는 발명예의 경우, LME, 내식성, 도금 밀착성, 표면 품질뿐만 아니라, 표면 특성까지도 매우 우수함을 확인하였다.
특히, 발명예 11로부터 얻어진 도금 강판의 두께방향으로의 단면 시편을 주사 전자 현미경(SEM)으로 관찰하여 촬영한 사진을 도 1에 나타내었다. 이를 통해, 도금층 내에 도금층의 평균 Si 함량 대비 Si 함량이 40% 이상 농화된 영역이 존재하고, Si 함량이 40% 이상인 Si상이 면적분율로 3~30% 포함하는 점을 확인하였다.
반면, 본 발명에서 규정하는 도금층 조성, 관계식 1, 2와, 표 6에서 규정하는 Sb/Sa의 값: 1~3.1, C가 존재하고, D가 3~30% 중 하나 이상을 충족하지 못하는 비교예들의 경우, 전술한 특성들 중 하나 이상의 특성이 열위함을 확인하였다.

Claims (14)

  1. 소지철; 및
    상기 소지철의 적어도 일면에 구비되고, 중량%로, Zn: 21~34%, Si: 6.3~15%, Fe: 3~13%, 잔부 Al 및 기타 불가피한 불순물을 포함하는 도금층;
    을 포함하고,
    하기 관계식 1 및 2를 충족하는, 열간 프레스 성형용 도금 강판.
    [관계식 1]
    0.09 ≤ [Zn]/[Si] ≤ 4.8
    [관계식 2]
    3.6 ≤ [Al]/[Si] ≤ 8.5
    (상기 관계식 1 및 2에 있어서, 상기 [Zn]은 상기 도금층 내 Zn의 평균 중량% 함량을 나타내고, 상기 [Si]는 상기 도금층 내 Si의 평균 중량% 함량을 나타내고, 상기 [Al]은 상기 도금층 내 Al의 평균 중량% 함량을 나타낸다.)
  2. 청구항 1에 있어서,
    상기 도금층은 중량%로, Zn을 25~34% 포함하는, 열간 프레스 성형용 도금 강판.
  3. 청구항 1에 있어서,
    상기 도금층은,
    Al-Zn계 도금층; 및
    상기 Al-Zn계 도금층과 상기 소지철 사이에 구비되는 Fe-Al계 계면 합금층;을 포함하는, 열간 프레스 성형용 도금 강판.
  4. 청구항 3에 있어서,
    상기 Fe-Al계 합금층 내 평균 Si 함량(Sb)과 상기 Al-Zn계 도금층 내 평균 Si 함량(Sa)의 중량비(Sb/Sa)는 1~3.1인, 열간 프레스 성형용 도금 강판.
  5. 청구항 3에 있어서,
    상기 Al-Zn계 도금층에 대한 두께방향으로의 단면을 기준으로, 상기 도금층의 단위면적 100㎛2당 상기 Al-Zn계 도금층의 평균 Si 함량 대비 Si 함량이 40% 이상 농화된 영역을 포함하는, 열간 프레스 성형용 도금 강판.
  6. 청구항 3에 있어서,
    상기 Al-Zn계 도금층의 두께방향으로의 단면을 기준으로, Si상을 면적분율로, 3~30% 포함하는, 열간 프레스 성형용 도금 강판.
  7. 청구항 6에 있어서,
    상기 Si상은 중량%로, Si를 40~99.9% 포함하는, 열간 프레스 성형용 도금 강판.
  8. 중량%로, Zn: 21~34%, Si: 6.5~15%, Fe: 2% 이하(0% 포함), 잔부 Al 및 기타 불가피한 불순물을 포함하고, 하기 관계식 1 및 2를 충족하는 도금욕에 상기 소지철을 침지하여, 표면에 용융 도금층이 형성된 강판을 얻는 도금 단계; 및
    를 포함하는, 열간 프레스 성형용 도금 강판의 제조방법.
    [관계식 1]
    0.09 ≤ [Zn]/[Si] ≤ 4.8
    [관계식 2]
    3.6 ≤ [Al]/[Si] ≤ 8.5
    (상기 관계식 1 및 2에 있어서, 상기 [Zn]은 상기 용융 도금층 내 Zn의 평균 중량% 함량을 나타내고, 상기 [Si]는 상기 용융 도금층 내 Si의 평균 중량% 함량을 나타내고, 상기 [Al]은 상기 용융 도금층 내 Al의 평균 중량% 함량을 나타낸다.)
  9. 청구항 8에 있어서,
    상기 도금 단계 이후, 강판에 대한 용융 도금층의 표면 온도를 기준으로, 630~530℃인 제1 구간에서 평균 냉각 속도 Vc1이 25~90℃/s이고, 529~350℃인 제2 구간에서 평균 냉각 속도 Vc2가 3~15℃/s를 충족하도록 냉각하는 단계를 더 포함하는, 열간 프레스 성형용 도금 강판의 제조방법.
  10. 청구항 8에 있어서,
    하기 관계식 3을 충족하는, 열간 프레스 성형용 도금 강판의 제조방법.
    [관계식 3]
    Vc2 ≤ Vc1/7
  11. 청구항 8에서,
    상기 도금 단계 전에, 온도가 650 내지 850℃이고, 이슬점 온도가 -30~ -60℃이며, 수소의 비율이 0.1~30%인 소둔로에서, 상기 소지철을 열처리하는 단계를 더 포함하는, 열간 프레스 성형용 도금 강판의 제조 방법.
  12. 청구항 8에 있어서,
    상기 도금욕의 온도는 도금욕 융점(Tb)를 기준으로, Tb+20℃ 내지 Tb+80℃가 되도록 제어하는, 열간 프레스 성형용 도금 강판의 제조방법.
  13. 청구항 1의 열간 프레스 성형용 도금 강판을 열간 프레스 성형하여 얻어지는 열간 프레스 성형 부재.
  14. 청구항 1의 열간 프레스 성형용 도금 강판을 Ac3~950℃의 범위에서 1~1000초간 열처리하는 단계; 및
    상기 열처리된 열간 프레스 성형용 도금 강판을 금형을 이용하여 열간 프레스 성형하는, 열간 프레스 성형 부재의 제조방법.
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