KR20200066350A

KR20200066350A - 열간 프레스 강판 부재 및 그 제조 방법

Info

Publication number: KR20200066350A
Application number: KR1020207013700A
Authority: KR
Inventors: 가츠토시 다카시마; 다카유키 후타츠카; 겐타로 사토; 심페이 요시오카; 요시히코 오노; 요시마사 후나카와
Original assignee: 제이에프이 스틸 가부시키가이샤
Priority date: 2017-11-13
Filing date: 2018-11-07
Publication date: 2020-06-09
Also published as: EP3680359A1; EP3680359A4; EP3680359B1; JPWO2019093376A1; US20200332382A1; WO2019093376A1; JP6569841B1; CN111344425A; CN111344425B; MX2020004926A

Abstract

1780 ㎫ 이상의 인장 강도와, 우수한 굽힘 압궤성을 겸비하는 열간 프레스 강판 부재를 제공한다.
열간 프레스 강판 부재로서, 질량％ 로, C : 0.30 ％ 이상 0.50 ％ 미만, Si : 0.01 ％ 이상 2.0 ％ 이하, Mn : 0.5 ％ 이상 3.5 ％ 이하, Nb : 0.001 ％ 이상 0.10 ％ 이하, P : 0.05 ％ 이하, S : 0.01 ％ 이하, Al : 0.01 ％ 이상 1.00 ％ 이하, 및 N : 0.01 ％ 이하를 함유하고, 잔부가 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지고, 또한 Nb 함유량 (질량％) 에 대한 C 함유량 (질량％) 의 비 (C/Nb) 가 22 ∼ 100 인 성분 조성을 갖고, 구오스테나이트 입자의 평균 결정 입경이 8 ㎛ 이하이며, 마텐자이트의 체적률이 90 ％ 이상이고, 또한 고용 C 량이 전체 C 량의 25 ％ 이하인 마이크로 조직을 갖고, 인장 강도가 1780 ㎫ 이상인, 열간 프레스 강판 부재.

Description

열간 프레스 강판 부재 및 그 제조 방법

본 발명은, 열간 프레스 강판 부재 (hot-pressed steel sheet member) 에 관한 것으로, 특히 1780 ㎫ 이상의 인장 강도와, 우수한 굽힘 압궤성을 겸비하는 열간 프레스 강판 부재에 관한 것이다. 또, 본 발명은, 상기 열간 프레스 강판 부재의 제조 방법에 관한 것이다.

최근, 환경 문제의 고조로 인해 CO₂ 배출 규제가 엄격화되고 있고, 자동차 분야에 있어서는 연비 향상을 위한 차체의 경량화가 과제가 되고 있다. 그래서, 고강도 강판을 사용하는 것에 의한 자동차 부품의 박육화가 진행되고 있으며, 구체적으로는 인장 강도 (TS) 가 1780 ㎫ 이상인 강판의 적용이 검토되고 있다.

그러나, 자동차의 구조용 부재나 보강용 부재에 사용되는 고강도 강판에는, 성형성이 우수하고, 성형 후의 치수 정밀도가 높은 것도 요구된다. 인장 강도가 1780 ㎫ 이상인 강판은 연성이 낮기 때문에, 냉간 프레스 성형시에 균열이 발생하기 쉽다는 문제가 있다. 또, 인장 강도가 1780 ㎫ 이상인 강판은 항복 강도가 높기 때문에, 냉간 프레스 성형 후의 스프링·백이 크다. 따라서, 인장 강도가 1780 ㎫ 이상인 강판을 냉간 프레스하는 방법에서는, 성형 후에 높은 치수 정밀도가 얻어지지 않는다.

그래서, 최근 높은 강도와 높은 치수 정밀도를 동시에 달성하기 위한 수법으로서, 열간 프레스 (핫 스탬프, 다이 ?치, 프레스 ?치 등이라고도 호칭된다) 에 의한 프레스 성형이 주목받고 있다. 열간 프레스란, 강판을 오스테나이트 단상의 온도역까지 가열한 후에, 고온인 채로 성형하고, 동시에 금형과의 접촉에 의해 급랭 (?칭) 하는 성형 방법이다. 가열되어 연질화된 상태로 성형이 이루어지고, 이어서, ?칭에 의해 고강도화되기 때문에, 열간 프레스에 의하면, 높은 강도와 높은 치수 정밀도를 겸비한 부재를 얻을 수 있다. 이와 같은 특징으로부터, 열간 프레스는, 자동차용 부재와 같이 강도와 정밀도가 공급되는 부재의 제조에 이용되고 있다.

예를 들어, 특허문헌 1 에서는, 자동차용 부재로서 사용되는 열간 프레스 부재의 제조 방법이 제안되어 있다. 특허문헌 1 에 기재된 방법에서는, 열간 프레스 후에 ?칭 처리와 열 처리를 실시함으로써, 열간 프레스 부재의 인성을 향상시키고 있다.

일본 공개특허공보 2013-040390호

그런데, 자동차용 부재, 특히 골격용 부재에 있어서는, 강도가 우수한 것에 더하여 굽힘 압궤성이 우수한 것이 요구된다. 여기서, 굽힘 압궤성이란, 부재에 대하여 굽힘 변형을 가했을 때에 균열을 일으키지 않고 소성 변형되어 찌부러지는 특성을 말한다. 자동차의 충돌 안전성을 확보하기 위해서는, 자동차용 부재가 굽힘 압궤성이 우수한 것이 요구된다.

그러나, 상기 서술한 바와 같이 열간 프레스시의 급랭에 의해 프레스 후의 부재의 인장 강도를 1780 ㎫ 이상으로 했을 경우, ?치드 마텐자이트가 요인이 되어, 굽힘 변형이 가해졌을 때에 소성 변형되지 않고 균열이 발생하기 쉽다는 문제가 있는 것을 알 수 있었다.

또, 특허문헌 1 에 기재되어 있는 방법에 의하면, 열 처리를 실시함으로써 인성에 일정한 향상을 볼 수 있다. 그러나, 특허문헌 1 에 기재되어 있는 열간 프레스 부재에 있어서도, 프레스 후의 부재의 인장 강도를 1780 ㎫ 이상으로 한 경우에는, 충분한 굽힘 압궤성이 얻어지지 않는 것을 알 수 있었다.

자동차용 골격 부품에 요구되는 경량화와 충돌 안전성 확보를 위해서는, 열간 프레스 후의 부재가 1780 ㎫ 이상이라는 높은 인장 강도와, 우수한 굽힘 압궤성을 겸비하고 있는 것이 필요하다. 그러나, TS : 1780 ㎫ 이상의 열간 프레스 강판 부재의 굽힘 압궤성을 개선하는 것은 곤란하고, 이들 특성을 겸비하는 열간 프레스 강판 부재를 얻는 방법은 개발되어 있지 않은 것이 실상이다.

본 발명은, 상기 실상을 감안하여 이루어진 것으로, 1780 ㎫ 이상의 인장 강도와, 우수한 굽힘 압궤성을 겸비하는 열간 프레스 강판 부재를 제공하는 것을 목적으로 한다.

본 발명자들은 상기 과제를 해결하기 위해서 검토를 실시한 결과, 이하의 지견을 얻었다.

(1) 열간 프레스 부재의 굽힘 압궤성을 향상시키기 위해서는, 열간 프레스 부재의 고용 C 량을 제어하는 것이 중요하다. 1780 ㎫ 이상의 인장 강도를 확보하기 위해서 강판의 성분을 조정했을 경우, ?치드 마텐자이트에 있어서의 고용 C 량이 많아진다. 그 때문에, 부재의 경도는 높아지지만, 부서지기 쉬워진다. 그래서, 고용 C 를, 열 처리를 실시하여 석출시킴으로써, 경도를 어느 정도 확보하면서, 굽힘 압궤성을 향상시킬 수 있다. 고용 C 량의 조정은, 열간 프레스에 의해 강판 조직을 마텐자이트로 한 후에, 소정의 조건으로 열 처리함으로써 실시할 수 있다.

(2) 열간 프레스 부재의 굽힘 압궤성을 향상시키기 위해서는, 상기 고용 C 량의 제어에 더하여, 추가로 Nb 함유량에 대한 C 함유량의 비 (C/Nb) 를 소정의 범위로 제어하는 것이 중요하다. Nb 는 NbC 로서 석출되고, 이 NbC 는 오스테나이트 입자를 미세화시키는 효과를 갖고 있기 때문에, 굽힘 압궤성의 향상에 유효하다. 따라서, NbC 를 생성시킨다는 관점에서는, 충분한 양의 Nb 를 첨가하는 것이 바람직하다고 생각된다. 그러나, NbC 의 생성에 의해, 강도 향상에 필요한 C 가 소비되기 때문에, Nb 량과 비교하여 C 량이 지나치게 적으면, 필요한 강도가 얻어지지 않게 된다. 반대로, Nb 량과 비교하여 C 량이 지나치게 많으면, 고용 C 량의 증가나 NbC 량의 감소에 의해, 굽힘 압궤성이 저하된다. 그 때문에, 강도와 굽힘 압궤성을 양립시키기 위해서는, 단순히 C 량과 Nb 량을 개별적으로 제어하는 것만으로는 불충분하여, Nb 함유량에 대한 C 함유량의 비 (C/Nb) 를 소정의 범위로 제어할 필요가 있다.

본 발명은 상기 지견에 기초하여 완성된 것으로, 그 요지 구성은 다음과 같다.

1. 열간 프레스 강판 부재로서,

질량％ 로,

C : 0.30 ％ 이상 0.50 ％ 미만,

Si : 0.01 ％ 이상 2.0 ％ 이하,

Mn : 0.5 ％ 이상 3.5 ％ 이하,

Nb : 0.001 ％ 이상 0.10 ％ 이하,

P : 0.05 ％ 이하,

S : 0.01 ％ 이하,

Al : 0.01 ％ 이상 1.00 ％ 이하, 및

N : 0.01 ％ 이하를 함유하고,

잔부가 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지고, 또한

Nb 함유량 (질량％) 에 대한 C 함유량 (질량％) 의 비 (C/Nb) 가 22 ∼ 100 인 성분 조성을 갖고,

구오스테나이트 입자의 평균 결정 입경이 8 ㎛ 이하이고, 마텐자이트의 체적률이 90 ％ 이상이며, 또한 고용 C 량이 전체 C 량의 25 ％ 이하인 마이크로 조직을 갖고,

인장 강도가 1780 ㎫ 이상인, 열간 프레스 강판 부재.

2. 상기 성분 조성이, 질량％ 로, 추가로

Mo : 0.35 ％ 이하,

Cr : 0.35 ％ 이하,

Ti : 0.15 ％ 이하,

B : 0.0050 ％ 이하,

Ca : 0.005 ％ 이하,

V : 0.05 ％ 이하,

Cu : 0.50 ％ 이하,

Ni : 0.50 ％ 이하, 및

Sn : 0.50 ％ 이하로 이루어지는 군에서 선택되는 1 또는 2 이상을 함유하는, 상기 1 에 기재된 열간 프레스 강판 부재.

3. 표면에, Al 계 도금층 또는 Zn 계 도금층을 추가로 갖는, 상기 1 또는 2 에 기재된 열간 프레스 강판 부재.

4. 질량％ 로,

C : 0.30 ％ 이상 0.50 ％ 미만,

Si : 0.01 ％ 이상 2.0 ％ 이하,

Mn : 0.5 ％ 이상 3.5 ％ 이하,

Nb : 0.001 ％ 이상 0.10 ％ 이하,

P : 0.05 ％ 이하,

S : 0.01 ％ 이하,

Al : 0.01 ％ 이상 1.00 ％ 이하, 및

N : 0.01 ％ 이하를 함유하고,

잔부가 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지고, 또한

Nb 함유량 (질량％) 에 대한 C 함유량 (질량％) 의 비 (C/Nb) 가 22 ∼ 100 인 성분 조성을 갖는 냉연 강판을, Ac3 변태점 이상 1000 ℃ 이하의 가열 온도로 가열하고,

상기 가열된 냉연 강판을 열간 프레스하여 열간 프레스 강판으로 하고,

상기 열간 프레스 강판을 Mf 점 이하까지 냉각시키고,

상기 냉각된 열간 프레스 강판을, 가열 온도 : 50 ∼ 300 ℃, 유지 시간 : 5 ∼ 3600 초의 조건으로 열 처리하는, 열간 프레스 강판 부재의 제조 방법.

5. 상기 성분 조성이, 질량％ 로, 추가로

Mo : 0.35 ％ 이하,

Cr : 0.35 ％ 이하,

Ti : 0.15 ％ 이하,

B : 0.0050 ％ 이하,

Ca : 0.005 ％ 이하,

V : 0.05 ％ 이하,

Cu : 0.50 ％ 이하,

Ni : 0.50 ％ 이하, 및

Sn : 0.50 ％ 이하로 이루어지는 군에서 선택되는 1 또는 2 이상을 함유하는, 상기 4 에 기재된 열간 프레스 강판 부재의 제조 방법.

본 발명에 의하면, 1780 ㎫ 이상의 인장 강도와, 우수한 굽힘 압궤성을 겸비하는 열간 프레스 강판 부재를 제공할 수 있다.

이하, 본 발명을 실시하는 방법을 구체적으로 설명한다.

[성분 조성]

본 발명의 열간 프레스 강판 부재는, 그 강판 부분이 상기 성분 조성을 갖는다. 이하, 그 한정 이유를 설명한다. 또한, 이하의 설명에 있어서, 성분 조성에 관한 「％」는, 「질량％」를 의미한다.

C : 0.30 ％ 이상 0.50 ％ 미만

C 는 강판의 고강도화에 유효한 원소로서, 열간 프레스 후에 마텐자이트를 강화하여 강의 강도를 높이는 데에 중요한 원소이다. 그러나, C 함유량이 0.30 ％ 미만에서는 열간 프레스 후의 마텐자이트의 경도가 불충분해져, 소기의 인장 강도가 얻어지지 않는다. 그 때문에, C 함유량은 0.30 ％ 이상으로 한다. 한편, C 함유량이 0.50 ％ 이상이면, 냉각 후의 열 처리로 고용 C 량을 충분히 저하시키기가 곤란해져, 내굽힘 압궤성이 저하된다. 그 때문에, C 함유량은 0.50 ％ 미만, 바람직하게는 0.45 ％ 미만, 보다 바람직하게는 0.40 ％ 미만으로 한다.

Si : 0.01 ％ 이상 2.0 ％ 이하

Si 는 페라이트를 고용 강화하는 작용을 갖고, 고강도화에 유효한 원소이다. 그러나, Si 의 과잉된 첨가는 화성 처리성을 저하시키기 때문에, Si 함유량은 2.0 ％ 이하, 바람직하게는 1.3 ％ 이하로 한다. 한편, 극저 Si 화는 비용 증가를 초래하기 때문에, Si 함유량은 0.01 ％ 이상으로 한다.

Mn : 0.5 ％ 이상 3.5 ％ 이하

Mn 은 ?칭성을 높이는 효과를 갖는 원소로서, 열간 프레스 후의 냉각에 있어서의 마텐자이트 형성, 즉 고강도화에 기여한다. 상기 효과를 얻기 위해, Mn 함유량을 0.5 ％ 이상, 바람직하게는 1.0 ％ 이상으로 한다. 한편, 3.5 ％ 를 초과하는 Mn 을 함유하는 경우, Mn 밴드가 과잉으로 생성되기 때문에, 열 처리에 의해 고용 C 량을 충분히 저하시킬 수 없고, 그 결과, 굽힘 압궤성이 저하된다. 그 때문에, Mn 함유량은 3.5 ％ 이하, 바람직하게는 2.5 ％ 이하로 한다.

Nb : 0.001 ％ 이상 0.10 ％ 이하

Nb 는 미세한 탄질화물을 형성함으로써, 강도 상승에 기여하는 원소이다. 또, Nb 는 열간 프레스시의 오스테나이트 입경을 미세화시키는 점에서, 굽힘 압궤성의 향상에 기여하는 원소이다. 상기 효과를 얻기 위해서, Nb 함유량을 0.001 ％ 이상, 바람직하게는 0.003 ％ 이상으로 한다. 한편, 다량으로 Nb 를 첨가해도 상기 효과는 포화되어, 오히려 비용 증가를 초래한다. 그 때문에, Nb 함유량은 0.10 ％ 이하, 바람직하게는 0.07 ％ 이하, 보다 바람직하게는 0.03 ％ 이하, 더욱 바람직하게는 0.02 ％ 이하로 한다.

P : 0.05 ％ 이하

P 는 고용 강화에 의해 고강도화에 기여하는 원소이다. 그러나, 과잉으로 첨가되었을 경우, 입계로의 편석이 현저해져 입계를 취화시키기 때문에, 내굽힘 압궤성이 저하된다. 그 때문에, P 함유량은 0.05 ％ 이하, 바람직하게는 0.04 ％ 이하로 한다. 한편, P 함유량의 하한은 특별히 한정되지 않지만, 극저 P 화는 제강 비용의 상승을 초래하기 때문에, P 함유량은 0.0005 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

S : 0.01 ％ 이하

S 함유량이 지나치게 많으면, MnS 등의 황화물계 개재물이 많이 생성되고, 상기 개재물이 기점이 되어 균열이 발생하기 때문에 굽힘 압궤성이 저하된다. 그 때문에, S 함유량은 0.01 ％ 이하, 바람직하게는 0.005 ％ 이하로 한다. 한편, Si 함유량의 하한은 특별히 한정되지 않지만, 극저 S 화는 제강 비용의 상승을 초래하기 때문에, S 함유량은 0.0002 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

Al : 0.01 ％ 이상 1.00 ％ 이하

Al 은 탈산에 필요한 원소이다. 그 효과를 얻기 위해서, Al 함유량을 0.01 ％ 이상으로 한다. 한편, Al 함유량이 1.00 ％ 를 초과하면 효과가 포화되기 때문에, Al 함유량은 1.00 ％ 이하, 바람직하게는 0.50 ％ 이하로 한다.

N : 0.01 ％ 이하

N 은, 조대한 질화물을 형성하고, 굽힘 압궤성을 저하시킨다. N 함유량이 0.01 ％ 초과이면, 굽힘 압궤성에 대한 영향이 현저해지기 때문에, N 함유량은 0.01 ％ 이하, 바람직하게는 0.008 ％ 이하로 한다.

본 발명의 일 실시형태에 있어서의 강판은, 상기 각 성분을 함유하고, 잔부가 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지는 성분 조성을 가질 수 있다.

본 발명의 다른 실시형태에 있어서는, 상기 성분 조성은, 추가로 이하의 원소의 1 또는 2 이상을 임의로 함유할 수 있다.

Mo : 0.35 ％ 이하

Mo 는 ?칭성을 높이는 효과를 갖는 원소로서, 열간 프레스 후의 냉각에 있어서의 마텐자이트 형성, 즉 고강도화에 기여한다. 그러나, 과잉으로 Mo 를 첨가해도 효과는 포화되어, 오히려 비용 증가를 초래한다. 또, 과잉된 Mo 첨가는 화성 처리성을 저하시킨다. 그 때문에, Mo 를 첨가하는 경우, Mo 함유량을 0.35 ％ 이하로 한다. 한편, Mo 함유량의 하한은 특별히 한정되지 않지만, Mo 의 첨가 효과를 높인다는 관점에서는, Mo 함유량을 0.005 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하고, 0.01 ％ 이상으로 하는 것이 보다 바람직하다.

Cr : 0.35 ％ 이하

Cr 도, Mo 와 마찬가지로 ?칭성을 높이는 효과를 갖는 원소로서, 열간 프레스 후의 냉각에 있어서의 마텐자이트 형성, 즉 고강도화에 기여한다. 그러나, 과잉으로 Cr 을 첨가해도 효과는 포화되어, 오히려 비용 증가를 초래한다. 또, Cr 은 표면 산화물을 형성하여, 도금성을 저하시킨다. 그 때문에, Cr 을 첨가하는 경우, Cr 함유량을 0.35 ％ 이하로 한다. 한편, Cr 함유량의 하한은 특별히 한정되지 않지만, Cr 의 첨가 효과를 높인다는 관점에서는, Cr 함유량을 0.005 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하고, 0.01 ％ 이상으로 하는 것이 보다 바람직하다.

Ti : 0.10 ％ 이하

Ti 는 미세한 탄질화물을 형성함으로써, 강도 상승에 기여하는 원소이다. 또, Ti 는 열간 프레스시의 오스테나이트 입경을 미세화시킴으로써, 굽힘 압궤성의 향상에 기여하는 원소이다. 그러나, 다량으로 Ti 를 첨가하면, 열간 프레스 후의 성장이 현저하게 저하된다. 그 때문에, Ti 를 첨가하는 경우, Ti 함유량을 0.10 ％ 이하, 바람직하게는 0.08 ％ 이하로 한다. 한편, Ti 함유량의 하한은 특별히 한정되지 않지만, Ti 의 첨가 효과를 높인다는 관점에서는, Ti 함유량을 0.005 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

B : 0.0050 ％ 이하

B 는 ?칭성을 높이는 효과를 갖는 원소로서, 열간 프레스 후의 냉각에 있어서의 마텐자이트 형성, 즉 고강도화에 기여한다. 또, B 가 입계로 편석됨으로써 입계 강도를 향상시키기 때문에, 굽힘 압궤성의 향상에 유효하다. 그러나, B 를 과잉으로 첨가하면, C 와 조대한 석출물을 생성시켜, 굽힘 압궤성을 저하시킨다. 그 때문에, B 를 첨가하는 경우, B 함유량을 0.0050 ％ 이하, 바람직하게는 0.0035 ％ 이하로 한다. 한편, B 함유량의 하한은 특별히 한정되지 않지만, B 의 첨가 효과를 높인다는 관점에서는, B 함유량을 0.0002 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

Ca : 0.005 ％ 이하

Ca 는 황화물 및 산화물의 형상을 제어하여, 조대한 MnS 의 생성을 억제하는 작용을 갖는 원소로서, 굽힘 압궤성을 향상시킨다. 그러나, 과도한 첨가는 가공성을 열화시키기 때문에, Ca 를 첨가하는 경우, Ca 함유량을 0.005 ％ 이하로 한다. 한편, Ca 함유량의 하한은 특별히 한정되지 않지만, Ca 의 첨가 효과를 높인다는 관점에서는, Ca 함유량을 0.0005 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

V : 0.05 ％ 이하

V 는 미세한 탄질화물을 형성함으로써, 강도 상승에 기여하는 원소이다. 그러나, 과도한 첨가는 굽힘 압궤성을 열화시키기 때문에, V 를 첨가하는 경우, V 함유량을 0.05 ％ 이하로 한다. 한편, V 함유량의 하한은 특별히 한정되지 않지만, V 의 첨가 효과를 높인다는 관점에서는, V 함유량을 0.01 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

Cu : 0.50 ％ 이하

Cu 는, 고용 강화에 의해 고강도화에 기여하는 원소이다. 또, Cu 는 내식성을 향상시킴으로써, 내지연 파괴 특성의 향상에도 기여한다. 그러나, 과잉으로 첨가해도 효과가 포화되어, 오히려 Cu 에서 기인하는 표면 결함이 발생하기 쉬워진다. 그 때문에, Cu 를 첨가하는 경우, Cu 함유량은 0.50 ％ 이하로 한다. 한편, Cu 함유량의 하한은 특별히 한정되지 않지만, Cu 의 첨가 효과를 높인다는 관점에서는, Cu 함유량을 0.05 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

Ni : 0.50 ％ 이하

Ni 도, Cu 와 마찬가지로, 내식성을 향상시킴으로써 내지연 파괴 특성의 향상에 기여하는 원소이다. 또, Ni 는, Cu 와 동시에 첨가함으로써 Cu 에서 기인하는 표면 결함을 억제하는 효과를 갖고 있다. 따라서, Ni 의 첨가는, Cu 첨가시에 특히 유효하다. 그러나, 다량의 Ni 를 첨가하면, 굽힘 압궤성이 저하되어 인장 전단 응력이 저하된다. 그 때문에, Ni 를 첨가하는 경우, Ni 함유량은 0.50 ％ 이하로 한다. 한편, Ni 함유량의 하한은 특별히 한정되지 않지만, Ni 의 첨가 효과를 높인다는 관점에서는, Ni 함유량을 0.05 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

Sn : 0.50 ％ 이하

Sn 도, Cu 와 마찬가지로, 내식성을 향상시킴으로써 내지연 파괴 특성의 향상에 기여하는 원소이다. 그러나, 다량의 Sn 을 첨가하면 굽힘 압궤성이 저하된다. 그 때문에, Sn 을 첨가하는 경우, Sn 함유량은 0.50 ％ 이하로 한다. 한편, Sn 함유량의 하한은 특별히 한정되지 않지만, Sn 의 첨가 효과를 높인다는 관점에서는, Sn 함유량을 0.05 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

Zn : 0.10 ％ 이하

Zn 은, 열간 프레스시의 ?칭성을 높이기 위해, 열간 프레스 후의 마텐자이트의 형성, 즉 고강도화에 기여하는 원소이다. 그러나, 다량의 Zn 첨가는, 굽힘 압궤성을 저하시키기 때문에, Zn 을 첨가하는 경우, Zn 함유량을 0.10 ％ 이하로 한다. 한편, Zn 함유량의 하한은 특별히 한정되지 않지만, Zn 의 첨가 효과를 높인다는 관점에서는, Zn 함유량을 0.005 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

Co : 0.10 ％ 이하

Co 도, Cu 나 Ni 와 마찬가지로, 수소 과전압을 향상시켜 내식성을 향상시키는 효과를 갖는 원소로서, 따라서 Co 첨가에 의해 내지연 파괴 특성을 개선할 수 있다. 그러나, 다량의 Co 첨가는 굽힘 압궤성을 저하시키기 때문에, Co 를 첨가하는 경우, Co 함유량을 0.10 ％ 이하로 한다. 한편, Co 함유량의 하한은 특별히 한정되지 않지만, Co 의 첨가 효과를 높인다는 관점에서는, Co 함유량을 0.005 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

Zr : 0.10 ％ 이하

Zr 도, Cu 나 Ni 와 마찬가지로, 내식성을 향상시킴으로써 내지연 파괴 특성의 향상에 기여하는 원소이다. 그러나, 다량의 Zr 첨가는 굽힘 압궤성을 저하시킨다. 그 때문에, Zr 을 첨가하는 경우, Zr 함유량을 0.10 ％ 이하로 한다. 한편, Zr 함유량의 하한은 특별히 한정되지 않지만, Zr 의 첨가 효과를 높인다는 관점에서는, Zr 함유량을 0.005 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

Ta : 0.10 ％ 이하

Ta 는, Ti 와 마찬가지로, 탄화물이나 질화물을 생성시켜 고강도화에 기여하는 원소이다. 그러나, Ta 를 과잉으로 첨가해도 그 첨가 효과가 포화되는 데다, 합금 비용도 증가한다. 그 때문에, Ta 를 첨가하는 경우, Ta 첨가량은 0.10 ％ 이하로 한다. 한편, Ta 함유량의 하한은 특별히 한정되지 않지만, Ta 의 첨가 효과를 높인다는 관점에서는, Ta 함유량을 0.005 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

W : 0.10 ％ 이하

W 도, Cu 나 Ni 와 마찬가지로, 내식성을 향상시킴으로써 내지연 파괴 특성의 향상에 기여하는 원소이다. 그러나, 다량의 W 첨가는, 굽힘 압궤성을 저하시킨다. 그 때문에, W 를 첨가하는 경우, W 함유량을 0.10 ％ 이하로 한다. 한편, W 함유량의 하한은 특별히 한정되지 않지만, W 의 첨가 효과를 높인다는 관점에서는, W 함유량을 0.005 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

또, 본 발명의 다른 실시형태에 있어서의 열간 프레스 강판 부재는,

C : 0.30 ％ 이상 0.50 ％ 미만,

Si : 0.01 ％ 이상 2.0 ％ 이하,

Mn : 0.5 ％ 이상 3.5 ％ 이하,

Nb : 0.001 ％ 이상 0.10 ％ 이하,

P : 0.05 ％ 이하,

S : 0.01 ％ 이하,

Al : 0.01 ％ 이상 1.00 ％ 이하,

N : 0.01 ％ 이하, 그리고,

임의로,

Mo : 0.35 ％ 이하,

Cr : 0.35 ％ 이하,

Ti : 0.15 ％ 이하,

B : 0.0050 ％ 이하,

Ca : 0.005 ％ 이하,

V : 0.05 ％ 이하,

Cu : 0.50 ％ 이하,

Ni : 0.50 ％ 이하,

Sn : 0.50 ％ 이하,

Zn : 0.10 ％ 이하,

Co : 0.10 ％ 이하,

Zr : 0.10 ％ 이하,

Ta : 0.10 ％ 이하, 및

W : 0.10 ％ 이하로 이루어지는 군에서 선택되는 1 또는 2 이상, 을 함유하고,

잔부가 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지는 성분 조성을 가질 수 있다.

C/Nb : 22 ∼ 100

본 발명에 있어서는, 강판에 있어서의 Nb 함유량 (질량％) 에 대한 C 함유량 (질량％) 의 비 (C/Nb) 가 22 ∼ 100 인 것이 중요하다. C/Nb 가 100 을 초과하면, Nb 계 탄화물의 생성량이 감소하고, 고용 C 량은 증가한다. Nb 계 탄화물은 피닝 효과에 의해 오스테나이트 입자의 성장을 억제하는 효과를 갖고 있기 때문에, Nb 계 탄화물의 감소는 열간 프레스 후의 결정립의 조대화를 초래하고, 그 결과, 굽힘 압궤성이 저하된다. 또, 고용 C 량이 증가하면, 인성이 저하되는 결과, 역시 굽힘 압궤성이 저하된다. 그 때문에, C/Nb 를 100 이하, 바람직하게는 80 이하, 보다 바람직하게는 70 이하로 한다. 한편, C/Nb 가 22 미만에서는, 균열 발생의 기점이 되는 Nb 계 탄화물이 다량으로 생성되기 때문에, 굽힘 압궤성이 저하된다. 또, C 는 강의 강도를 높이는 작용을 갖는 원소인데, C/Nb 가 22 미만에서는, Nb 계 탄화물의 생성에 의해 소비되는 C 의 비율이 증가하고, 그 결과, 인장 강도가 저하된다. 그 때문에, C/Nb 는 22 이상, 바람직하게는 25 이상, 보다 바람직하게는 30 이상으로 한다.

[마이크로 조직]

추가로, 본 발명의 열간 프레스 강판 부재는, 그 강판 부분이, 이하의 조건을 만족하는 마이크로 조직을 갖는 것이 중요하다.

구오스테나이트 입자의 평균 결정 입경 : 8 ㎛ 이하

구오스테나이트 입자의 평균 결정 입경이 8 ㎛ 를 초과하면, 굽힘 압궤시의 인성이 저하되기 때문에, 굽힘 압궤성이 저하된다. 그 때문에, 구오스테나이트 입자의 평균 결정 입경을 8 ㎛ 이하, 바람직하게는 7 ㎛ 이하로 한다. 한편, 하한에 대해서는 특별히 한정되지 않지만, 2 ㎛ 이상으로 하는 것이 바람직하고, 3 ㎛ 이상으로 하는 것이 보다 바람직하고, 5 ㎛ 이상으로 하는 것이 더욱 바람직하다.

마텐자이트의 체적률 : 90 ％ 이상

마텐자이트의 체적률이 90 ％ 미만에서는, 1780 ㎫ 이상의 인장 강도를 얻기가 곤란하다. 그 때문에, 마텐자이트의 체적률을 90 ％ 이상, 바람직하게는 95 ％ 이상으로 한다. 한편, 마텐자이트의 체적률의 상한은 특별히 한정되지 않고, 100 ％ 여도 된다. 또한, 마텐자이트 이외의 조직에 대해서는 특별히 한정되지 않고, 임의의 조직을 포함할 수 있다. 예를 들어, 마텐자이트 이외의 잔부가, 페라이트, 베이나이트, 펄라이트로 이루어지는 군에서 선택되는 1 또는 2 이상이어도 된다.

고용 C 량 : 전체 C 량의 25 ％ 이하

고용 C 량이 전체 C 량의 25 ％ 를 초과하면, 굽힘 압궤시의 인성이 저하된다. 그 때문에, 고용 C 량은 전체 C 량의 25 ％ 이하, 바람직하게는 20 ％ 이하, 보다 바람직하게는 15 ％ 이하로 한다. 한편, 고용 C 량의 하한에 대해서는 특별히 한정되지 않지만, 전체 C 량의 5 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하고, 6 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

[인장 강도]

TS : 1780 ㎫ 이상

본 발명의 열간 프레스 강판 부재는, 1780 ㎫ 이상의 인장 강도 (TS) 를 갖는다. TS 는, 1800 ㎫ 이상으로 하는 것이 바람직하고, 1850 ㎫ 이상으로 하는 것이 보다 바람직하고, 1900 ㎫ 이상으로 하는 것이 더욱 바람직하다. 한편, TS 의 상한은 특별히 한정되지 않지만, 통상은, 2500 ㎫ 이하여도 되고, 2450 ㎫ 이하여도 된다.

[항복비]

열간 프레스 강판 부재의 항복비 (YR) 가 높으면, 그 열간 프레스 강판 부재를 자동차용 부재로서 사용했을 경우에, 충돌 안전 성능을 더욱 향상시킬 수 있다. 그 때문에, 항복비는 65 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하고, 70 ％ 이상으로 하는 것이 보다 바람직하다. 또한, 여기서 항복비 (YR) 란, 인장 강도 (TS) 에 대한 항복 강도 (YS) 의 비로서 정의되는 값이며, 구체적으로는 YR = YS/TS×100 (％) 로서 산출할 수 있다.

[도금층]

본 발명의 열간 프레스 강판 부재는, 도금층을 갖지 않는 것이어도 된다. 그 경우, 열간 프레스 강판 부재는, 상기 서술한 성분 조성, 마이크로 조직, 및 인장 강도를 갖는 강재로 이루어진다. 그러나, 열간 프레스시의 산화 방지나, 열간 프레스 강판 부재의 내식성 향상을 위해서, 열간 프레스 강판 부재는, 추가로 그 강판의 표면에 도금층을 갖고 있는 것이 바람직하다. 열간 프레스 강판 부재가 표면에 도금층을 갖는 경우, 도금층을 제외한 강판 부분 (모재 강판) 이, 상기 서술한 성분 조성 및 마이크로 조직을 갖는다.

상기 도금층으로는, Al 계 도금층 또는 Zn 계 도금층이 바람직하다. 이들 도금층을 강판의 표면에 부여함으로써, 열간 프레스에 의한 강판 표면의 산화를 방지하고, 또한 열간 프레스 강판 부재의 내식성을 향상시킬 수 있다.

여기서 Zn 계 도금층이란, Zn 을 50 질량％ 이상 함유하는 도금층을 가리키는 것으로 한다. 상기 Zn 계 도금층으로는, Zn 도금층 및 Zn 계 합금 도금층 모두 사용할 수 있다. 상기 Zn 계 합금 도금층으로는, 예를 들어 주성분인 Zn 에 더하여, Si, Mg, Ni, Fe, Co, Mn, Sn, Pb, Be, B, P, S, Ti, V, W, Mo, Sb, Cd, Nb, Cr, 및 Sr 로 이루어지는 군에서 선택되는 1 또는 2 이상을 함유하는 합금으로 이루어지는 도금층을 사용할 수 있다. 바람직하게 사용할 수 있는 Zn 계 도금층의 일례로는, Zn-Ni 합금 도금층을 들 수 있다.

또, 여기서 Al 계 도금층이란, Al 을 50 질량％ 이상 함유하는 도금층을 가리키는 것으로 한다. 상기 Al 계 도금층으로는, Al 도금층 및 Al 계 합금 도금층 모두 사용할 수 있다. 상기 Al 계 합금 도금층으로는, 예를 들어 주성분인 Al 에 더하여, Si, Mg, Ni, Fe, Co, Mn, Sn, Pb, Be, B, P, S, Ti, V, W, Mo, Sb, Cd, Nb, Cr, 및 Sr 로 이루어지는 군에서 선택되는 1 또는 2 이상을 함유하는 합금으로 이루어지는 도금층을 사용할 수 있다. 바람직하게 사용할 수 있는 Al 계 도금층의 일례로는, Al-Si 도금층을 들 수 있다.

상기 도금층의 형성 방법은 특별히 한정되지 않고, 임의의 방법으로 형성할 수 있다. 예를 들어, 용융 도금법으로 형성되는 도금층인 용융 도금층, 전기 도금법으로 형성되는 도금층인 전기 도금층, 증착 도금법으로 형성되는 도금층인 증착 도금층 등이, 모두 적용 가능하다. 또, 상기 도금층은, 도금 공정 후에 합금화 처리를 실시하여 형성되는 도금층인 합금화 도금층이어도 된다.

바람직하게 사용할 수 있는 상기 Al 계 도금층의 예로는, 용융 도금법에 의해 형성된 용융 Al-Si 도금층을 들 수 있다. 또, 바람직하게 사용할 수 있는 상기 Zn 계 도금층의 예로는, 용융 도금법에 의해 형성된 용융 Zn 도금층, 용융 Zn 도금층을 합금화한 합금화 용융 Zn 도금층, 전기 도금법에 의해 형성된 전기 Zn 도금층, 전기 Zn-Ni 합금 도금층 등을 들 수 있다. 특히, 열간 프레스 부재의 내식성의 추가적인 향상과, 열간 프레스 성형시의 용융 Zn 에서 기인하는 액체 금속 취성 균열 방지의 관점에서는, 상기 Zn 계 도금층으로서 Zn-Ni 합금 도금층을 사용하는 것이 바람직하다.

또한, 도금층이 부여된 강판에 열간 프레스를 실시하면, 도금층에 포함되는 원소의 일부 또는 전부가 하지 강판 중으로 확산되어, 고용상이나 금속간 화합물을 생성시키는 경우가 있다. 또, 마찬가지로, 하지 강판 성분인 Fe 가 도금층 중으로 확산되어 고용상이나 금속간 화합물을 생성시키는 경우가 있다. 또한, 도금층의 표면에, 산화물 피막이 형성되는 경우가 있다.

일례를 들면, Al-Si 도금층을 가열하면, 도금층은, Si 를 함유하는 Fe-Al 금속간 화합물을 주체로 하는 도금층으로 변화한다. 또, 용융 Zn 도금층, 합금화 용융 Zn 도금층, 전기 Zn 도금층 등을 가열하면, Fe 에 Zn 이 고용된 FeZn 고용상, ZnFe 금속간 화합물, 표층의 ZnO 층 등이 형성된다. 또한, 전기 Zn-Ni 합금 도금층을 가열한 경우에는, Fe 에 도금층 성분이 고용된 Ni 를 함유하는 고용층, ZnNi 를 주체로 하는 금속간 화합물, 표층의 ZnO 층 등이 형성된다.

또한, 본 발명에 있어서는, 상기 서술한 바와 같이, Al 계 도금층이 부여된 열간 프레스용 냉연 강판을 가열함으로써 형성되는 Al 을 함유하는 도금층을 Al 계 도금층이라고 부르고, Zn 계 도금층이 부여된 열간 프레스용 냉연 강판을 가열함으로써 형성되는 Zn 을 함유하는 도금층을 Zn 계 도금층이라고 부르는 것으로 한다.

상기 도금층의 부착량은 특별히 한정되지 않고, 임의의 양으로 할 수 있다. 그러나, 편면당 부착량이 5 g/㎡ 미만에서는 내식성의 확보가 곤란해지는 경우가 있기 때문에, 편면당 부착량을 5 g/㎡ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 한편, 편면당 부착량이 150 g/㎡ 를 초과하면 내도금 박리성이 열화되는 경우가 있기 때문에, 편면당 부착량을 150 g/㎡ 이하로 하는 것이 바람직하다.

[제조 방법]

다음으로, 본 발명의 열간 프레스 강판 부재의 제조 방법에 대하여 설명한다. 본 발명의 열간 프레스 강판 부재의 제조 방법은 특별히 한정되지 않지만, 일 실시형태에 있어서는, 하기 (1) ∼ (4) 의 공정에 의해 제조할 수 있다. 이하, 각 공정에 대하여 설명한다.

(1) 냉연 강판의 가열

(2) 열간 프레스

(3) 냉각 (?칭)

(4) 열 처리

[냉연 강판]

소재가 되는 냉연 강판으로는, 상기 서술한 성분 조성을 갖는 것을 사용한다. 즉, 최종적으로 얻어지는 열간 프레스 강판 부재의 강판 부분의 성분 조성은, 기본적으로, 소재로서 사용한 냉연 강판의 성분 조성과 동일해진다.

상기 냉연 강판의 제조 방법은 특별히 한정되지 않고, 통상적인 방법에 따라 제조할 수 있다. 예를 들어, 상기 성분 조성을 갖는 강 소재 (강 슬래브) 를 열간 압연하고, 이어서, 냉간 압연함으로써 제조할 수 있다. 또, 냉연 강판에 대하여 추가로 조질 압연을 실시해도 된다. 조질 압연을 실시하는 경우, 바람직한 연신율은 0.05 ∼ 2.0 ％ 이다.

예를 들어, 상기 성분 조성을 갖는 강 소재 (슬래브) 를, 마무리 압연 종료 온도가 860 ∼ 950 ℃ 인 조건으로 열간 압연하여 열연 강판으로 한다. 이어서, 상기 열연 강판을, 650 ℃ 이하의 권취 온도로 권취한다. 그 때, 열간 압연 종료 후에는, 상기 권취 온도까지, 냉각 속도 : 5 ℃/s 이상으로 냉각시킨다. 그 후, 권취한 열연 강판을 되감아 산세하고, 다시 냉간 압연한다. 냉간 압연 종료 후, 2 ℃/s 이상의 평균 승온 속도로 650 ∼ 950 ℃ 의 온도역까지 가열하고, 그 온도역에서 5 초 이상 균열 (均熱) 하는 열 처리를 실시한다. 이어서, 평균 냉각 속도를 2 ℃/s 이상으로 600 ℃ 이하의 냉각 정지 온도까지 냉각시키는 냉각을 실시하여 냉연 강판으로 한다.

또한, 상기 제조 조건은 일례로서, 이에 한정되는 것은 아니다. 이것은, 본 발명의 제조 방법에 있어서는, 열간 프레스 전의 가열과 열간 프레스 후의 냉각에 의해 강판의 마이크로 조직을 제어할 수 있기 때문이다.

[도금 처리]

상기 냉연 강판은, 그대로 (도금 처리를 실시하지 않고) 다음의 가열 처리에 제공할 수도 있지만, 가열에 앞서 임의로 도금 처리를 실시할 수도 있다. 도금 처리를 실시하는 방법은, 특별히 한정되는 것은 아니고, 용융 도금법, 전기 도금법, 증착 도금법 등, 임의의 방법을 사용할 수 있다. 또, 도금 처리 후에 합금화 처리를 실시해도 된다.

[가열]

다음으로, 상기 냉연 강판을, Ac3 변태점 이상 1000 ℃ 이하의 가열 온도로 가열한다. 상기 가열 온도가 Ac3 점 미만이면, 가열된 강판에 있어서의 오스테나이트율이 저하되기 때문에, 열간 프레스 후에 마텐자이트의 체적률이 90 ％ 미만이 되어, 소기의 인장 강도를 확보할 수 없다. 또, 상기 가열 온도가 1000 ℃ 보다 높으면, 결정 입경이 과도하게 조대해지기 때문에, 굽힘 압궤성이 저하된다. 또한, 여기서 상기 Ac3 변태점은, 하기 (1) 식에 의해 구할 수 있다.

Ac3 변태점 (℃) = 881-206C＋53Si-15Mn-20Ni-1Cr-27Cu＋41Mo … (1)

단, (1) 식 중의 원소 기호는 각 원소의 함유량 (질량％) 을 나타낸다. 함유되어 있지 않은 원소의 함유량은 0 으로 하여 계산한다.

상기 가열은, 특별히 한정되지 않고 임의의 방법으로 실시할 수 있는데, 일반적으로는 가열로를 사용하여 가열하면 된다. 상기 가열로로는, 예를 들어 전기로, 가스로, 통전 가열로, 원적외선 가열로 등을 사용할 수 있다.

상기 가열 온도까지 가열한 후, 곧바로 열간 프레스를 실시할 수도 있지만, 상기 가열 온도로 0 ∼ 600 초간 유지하는 것이 바람직하다. 유지 시간이 600 초를 초과하면 결정 입경이 과도하게 조대해지기 때문에, 굽힘 압궤성이 저하된다. 그 때문에, 유지를 실시하는 경우, 유지 시간을 600 초 이하로 한다.

[열간 프레스]

다음으로, 가열된 상기 냉연 강판을 프레스기에 반송하여, 열간 프레스를 실시한다. 열간 프레스 방법은 특별히 한정되지 않고, 임의의 방법으로 실시할 수 있다. 프레스시의 온도는 특별히 한정되지 않지만, 550 ∼ 800 ℃ 의 범위에서 열간 프레스를 실시하는 것이 바람직하다.

[냉각]

열간 프레스된 강판을, Mf 점 이하까지 냉각시킨다. 상기 서술한 가열에 의해 Ac3 변태점 이상으로 가열된 강판을, 이 냉각에 의해 Mf 점 이하까지 냉각시킴으로써, 오스테나이트의 체적률을 90 ％ 이상으로 할 수 있다. 또한, 마텐자이트 변태가 종료되는 온도인 Mf 점은, 연속 냉각 변태 곡선 (CCT 곡선) 에 기초하여 구할 수 있다.

상기 냉각을 실시하는 방법은 특별히 한정되지 않고, 임의의 방법으로 실시할 수 있다. 통상은, 일반적인 열간 프레스로 실시되고 있는 바와 같이, 금형과의 접촉에 의해 냉각을 실시하면 된다. 또한, 상기 냉각은, 열간 프레스와 동시에 개시할 수 있다.

상기 냉각의 속도는 특별히 한정되지 않지만, 조직 제어의 관점에서는, 냉각 개시부터 150 ℃ 까지의 평균 냉각 속도를 10 ℃/s 이상으로 하는 것이 바람직하다. 예를 들어, 금형과의 접촉에 의해, 평균 냉각 속도를 10 ℃/s 이상으로 150 ℃ 이하의 온도까지 냉각시키고, 150 ℃ 이하까지 냉각된 후에는 금형을 해방한다. 그 이후는, 임의로 실온까지 방랭시킬 수도 있다.

[열 처리]

다음으로, 상기 냉각된 열간 프레스 강판을, 가열 온도 : 50 ∼ 300 ℃, 유지 시간 : 5 ∼ 3600 초의 조건으로 열 처리한다. 상기 열 처리에 의해, 강판의 고용 C 량을 전체 C 량의 25 ％ 이하로 할 수 있다. 가열 온도가 50 ℃ 미만이면, 고용 C 량이 많아져, 굽힘 압궤성이 저하된다. 한편, 가열 온도가 300 ℃ 를 초과하면, 석출 탄화물이 조대화되어 인장 강도가 저하된다. 또, 유지 시간이 5 초 미만에서는 고용 C 량이 많아져, 굽힘 압궤성이 저하된다. 한편, 유지 시간이 3600 초를 초과하면 석출 탄화물이 조대화되어 인장 강도가 저하된다.

실시예

다음으로, 본 발명의 실시예에 대하여 설명한다. 또한, 본 발명은, 이하에 서술하는 실시예에 의해 제한을 받는 것은 아니고, 본 발명의 취지에 적합할 수 있는 범위에 있어서 적당하게 변경을 가하여 실시하는 것도 가능하며, 그것들은 모두 본 발명의 기술적 범위에 포함된다.

우선, 열간 프레스 강판 부재를 제조하기 위한 소재로서 사용하는 냉연 강판을 이하의 순서로 제조하였다.

표 1 에 나타내는 성분 조성의 강을 용제하고, 주조하여 강 슬래브를 제조하였다. 상기 강 슬래브에 대하여, 열간 압연 가열 온도 : 1250 ℃, 마무리 압연 종료 온도 (FDT) : 900 ℃ 의 조건으로 열간 압연을 실시하여, 열연 강판으로 하였다. 얻어진 열연 강판을, 600 ℃ 의 권취 온도로 권취하였다.

얻어진 열연 강판을 되감아 산세한 후, 냉간 압연을 실시하여, 판두께 : 1.4 ㎜ 의 냉연 강판으로 하였다. 얻어진 냉연 강판에 대하여, 연속 어닐링 라인 (CAL) 혹은 연속 용융 도금 라인 (CGL) 에 있어서, 어닐링 처리를 실시하여, 최종적인 소재로서의 냉연 강판 (CR) 혹은 용융 아연 도금 강판 (GI) 을 얻었다.

또한 일부의 강판에 대해서는, 용융 아연 도금 처리를 실시한 후, 합금화 처리를 실시하여, 합금화 용융 아연 도금 강판 (GA) 으로 하였다. 또, 다른 일부의 강판은, 용융 알루미늄 도금 처리를 실시하여 용융 알루미늄 도금 강판 (GAS) 으로 하였다. 또, 다른 일부의 강판은, CAL 로 어닐링한 후에 전기 아연 도금 라인 (EGL) 에 있어서 도금을 실시하여, 전기 아연 도금 강판 (EG) 또는 전기 아연 니켈 도금 강판 (EZN) 으로 하였다.

다음으로, 얻어진 냉연 강판을, 표 2 에 나타내는 가열 온도까지 가열하고, 상기 가열 온도로 60 초간 유지하였다. 상기 가열은, 적외선 가열로 또는 분위기 가열로를 사용하여, 대기중에서 실시하였다. 가열시의 승온 속도는, 5 ℃/s 로 하였다.

다음으로, 가열된 강판을 프레스기에 반송하여, 열간 프레스를 실시하여 햇형의 열간 프레스 강판 부재를 제작하였다. 열간 프레스시의 강판 온도는 700 ℃ 로 하였다. 열간 프레스에 사용한 금형은, 펀치 폭 : 120 ㎜, 펀치 숄더 R : 6 ㎜, 다이 숄더 R : 6 ㎜ 이고, 성형 깊이는 40 ㎜ 로 하였다.

냉각은, 강판의 펀치·다이 사이에서의 삽입에 의한 접촉 냉각과, 삽입으로부터 개방된 후의 다이 상에서의 공랭을 조합하여 실시하였다. 프레스 개시 온도로부터 150 ℃ 까지의 평균 냉각 속도는, 100 ℃/s 로 하였다. 상기 평균 냉각 속도는, 펀치를 하사점으로 유지하는 시간을 1 ∼ 60 초의 범위로 바꿈으로써 조정하였다.

실온까지 공랭시킨 후, 표 2 에 나타낸 가열 온도 및 유지 시간으로, 열 처리를 실시하였다. 구체적으로는 대기로 중에서, 상기 가열 온도까지 가열하고, 상기 유지 시간 유지한 후, 공랭시켰다.

다음으로 얻어진 열간 프레스 강판 부재의 각각에 대하여, 강판 부분의 마이크로 조직, 인장 특성, 및 굽힘 압궤성을, 이하의 방법으로 평가하였다.

(마이크로 조직)

·마텐자이트의 체적률

열간 프레스 강판 부재의 강판 부분에 있어서의 마텐자이트의 체적률을, 이하의 방법으로 평가하였다. 우선, 강판의 압연 방향으로 평행한 판두께 단면을 연마 후, 3 vol％ 나이탈로 부식시키고, SEM (주사형 전자 현미경) 을 사용하여 2000 배, 5000 배의 배율로 관찰하고, 포인트 카운트법 (ASTM E562-83 (1988) 에 준거) 에 의해, 마텐자이트의 면적률을 측정하고, 그 면적률을 체적률로 하였다.

· 구오스테나이트 입자의 평균 결정 입경

상기 마텐자이트의 체적률의 측정에 있어서의 SEM 관찰로 얻은 조직 사진을 화상 해석함으로써, 구오스테나이트 입자의 평균 결정 입경을 구하였다. 구체적으로는, 상기 조직 사진 중의 구오스테나이트 결정립을 식별하여 원 상당 직경을 산출하고, 그 평균치를 구오스테나이트 입자의 평균 결정 입경으로 하였다. 상기 화상 해석에는, Media Cybernetics 사의 Image-Pro 를 사용하였다.

·고용 C 량

고용 C 량은, 강 중의 전체 C 량 (C_total) 으로부터, 탄화물로서 석출되어 있는 C 량 (C_p) 을 뺌으로써 구하였다.

·C_total

강 중의 전체 C 량 (C_total) 으로는, 표 1 에 나타낸 강판의 C 함유량 (질량％) 을 사용하였다.

·C_p

상기 탄화물로는, 우선 시멘타이트 (M₃C) 를 들 수 있다. 또, Nb, Ti, 및 V 가 포함되어 있는 경우에는, 그들의 탄화물 (NbC, TiC, VC) 이 석출된다. 따라서, 탄화물로서 석출되어 있는 C 량 (C_p) 은, 시멘타이트로서 석출되어 있는 C 량 (C_p1) 과, NbC, TiC, VC 로서 석출되어 있는 C 량 (C_p2) 의 합으로서 구할 수 있다.

·C_p1

시멘타이트로서 석출되어 있는 C 량은, TEM-EDX (투과형 전자 현미경-에너지 분산형 X 선 분광법) 에 의한 분석과, 전해 추출에 의해 얻어진 추출 잔류물의 ICP 발광 분석을 병용하여 구하였다. 우선, 얻어진 열간 프레스 강판 부재의 각각으로부터 측정용 TEM 관찰용 시료를 제조하고, EDX 분석을 이용하여 시멘타이트를 구성하는 금속 원소의 농도를 측정하였다. 여기서, 시멘타이트를 구성하는 금속 원소는, Fe, Cr, 및 Mn 이다. 상기 농도는, 10 군데 측정의 평균치로 하였다. 얻어진 농도로부터, Fe, Mn, 및 Cr 의 원자비, F_Fe, F_Cr, 및 F_Mn 을 구하였다. 여기서, F_Fe＋F_Cr＋F_Mn = 1 이다.

다음으로, 전해 추출법에 의해, 열간 프레스 강판 부재의 각각으로부터 추출 잔류물을 얻었다. 전해액으로는, 10 ％ 아세틸아세톤계 전해액을 사용하였다. 얻어진 추출 잔류물을 ICP (고주파 유도 결합 플라즈마) 발광 분광 분석법에 의해 분석하여, 시멘타이트로서 강 중에 석출되어 있는 Fe 량 : C_Fe (질량％) 를 구하였다.

이상의 측정으로 얻어진 값을 사용하여, 하기 식에 의해 시멘타이트로서 석출되어 있는 C 량 (C_p1) 을 산출하였다.

C_p1(질량％) = 12/(M×3)×C_Fe×1/(F_Fe)

여기서, M = (56×F_Fe＋52×F_Cr＋54×F_Mn)

·C_p2

NbC, TiC, VC 로서 석출되어 있는 C 량 (C_p2) 은, 이하의 방법으로 구하였다. 우선, 전해 추출법에 의해, 열간 프레스 강판 부재의 각각으로부터 추출 잔류물을 얻었다. 전해액으로는, 10 ％ 아세틸아세톤계 전해액을 사용하였다. 얻어진 추출 잔류물을 ICP (고주파 유도 결합 플라즈마) 발광 분광 분석법에 의해 분석하여, Nb, Ti, 및 V 량을 측정하였다. 측정된 Nb, Ti, 및 V 량은, NbC, TiC, VC 로서 석출되어 있는 각 금속 원소의 양이다. 그래서, 상기 측정치로부터, NbC, TiC, VC 로서 석출되어 있는 C 량 (C_p2) 을 산출하였다.

이상과 같이 하여 얻은 C_p1 및 C_p2 로부터, 하기의 식에 의해 고용 C 량을 산출하였다.

[고용 C 량 (질량％)] = C_total-(C_p1＋C_p2)

(인장 특성)

얻어진 열간 프레스 강판 부재의 햇 저부의 위치로부터, JIS 5 호 인장 시험편을 채취하고, JIS Z 2241 에 준거하여 인장 시험을 실시하여, 항복 강도 (YS) 및 인장 강도 (TS) 를 측정하였다.

(굽힘 압궤성)

얻어지는 열간 프레스 강판 부재에 대하여, 3 점 굽힘 변형을 실시하여, 스트로크와 하중을 측정하였다. 상기 3 점 굽힘 변형에 있어서는, 스팬 280 ㎜, 펀치 100 R 의 금형을 이용하고, 시험 속도는 0.1 m/s 로 하였다. 굽힘 압궤성의 평가는, 최대 하중을 초과해도 균열되지 않고 하사점까지 도달했을 경우 ○, 균열이 생겼을 경우 × 로 하였다.

측정한 강판 조직, 인장 특성, 굽힘 압궤성을 표 3 에 나타낸다. 또한, 고용 C 량은, 전체 C 량 (C_total) 에 대한 비율 (％) 로서 나타내었다. 이 결과로부터 알 수 있는 바와 같이, 본 발명의 조건을 만족하는 열간 프레스 강판 부재는, 1780 ㎫ 이상의 인장 강도와, 우수한 굽힘 압궤성을 겸비하고 있었다.

Claims

열간 프레스 강판 부재로서,
질량％ 로,
C : 0.30 ％ 이상 0.50 ％ 미만,
Si : 0.01 ％ 이상 2.0 ％ 이하,
Mn : 0.5 ％ 이상 3.5 ％ 이하,
Nb : 0.001 ％ 이상 0.10 ％ 이하,
P : 0.05 ％ 이하,
S : 0.01 ％ 이하,
Al : 0.01 ％ 이상 1.00 ％ 이하, 및
N : 0.01 ％ 이하를 함유하고,
잔부가 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지고, 또한
Nb 함유량 (질량％) 에 대한 C 함유량 (질량％) 의 비 (C/Nb) 가 22 ∼ 100 인 성분 조성을 갖고,
구오스테나이트 입자의 평균 결정 입경이 8 ㎛ 이하이고, 마텐자이트의 체적률이 90 ％ 이상이며, 또한 고용 C 량이 전체 C 량의 25 ％ 이하인 마이크로 조직을 갖고,
인장 강도가 1780 ㎫ 이상인, 열간 프레스 강판 부재.
제 1 항에 있어서,
상기 성분 조성이, 질량％ 로, 추가로
Mo : 0.35 ％ 이하,
Cr : 0.35 ％ 이하,
Ti : 0.15 ％ 이하,
B : 0.0050 ％ 이하,
Ca : 0.005 ％ 이하,
V : 0.05 ％ 이하,
Cu : 0.50 ％ 이하,
Ni : 0.50 ％ 이하,
Sn : 0.50 ％ 이하,
Zn : 0.10 ％ 이하,
Co : 0.10 ％ 이하,
Zr : 0.10 ％ 이하,
Ta : 0.10 ％ 이하, 및
W : 0.10 ％ 이하로 이루어지는 군에서 선택되는 1 또는 2 이상을 함유하는, 열간 프레스 강판 부재.
제 1 항 또는 제 2 항에 있어서,
표면에, Al 계 도금층 또는 Zn 계 도금층을 추가로 갖는, 열간 프레스 강판 부재.
질량％ 로,
C : 0.30 ％ 이상 0.50 ％ 미만,
Si : 0.01 ％ 이상 2.0 ％ 이하,
Mn : 0.5 ％ 이상 3.5 ％ 이하,
Nb : 0.001 ％ 이상 0.10 ％ 이하,
P : 0.05 ％ 이하,
S : 0.01 ％ 이하,
Al : 0.01 ％ 이상 1.00 ％ 이하, 및
N : 0.01 ％ 이하를 함유하고,
잔부가 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지고, 또한
Nb 함유량 (질량％) 에 대한 C 함유량 (질량％) 의 비 (C/Nb) 가 22 ∼ 100 인 성분 조성을 갖는 냉연 강판을, Ac3 변태점 이상 1000 ℃ 이하의 가열 온도로 가열하고,
상기 가열된 냉연 강판을 열간 프레스하여 열간 프레스 강판으로 하고,
상기 열간 프레스 강판을 Mf 점 이하까지 냉각시키고,
상기 냉각된 열간 프레스 강판을, 가열 온도 : 50 ∼ 300 ℃, 유지 시간 : 5 ∼ 3600 초의 조건으로 열 처리하는, 열간 프레스 강판 부재의 제조 방법.
제 4 항에 있어서,
상기 성분 조성이, 질량％ 로, 추가로
Mo : 0.35 ％ 이하,
Cr : 0.35 ％ 이하,
Ti : 0.15 ％ 이하,
B : 0.0050 ％ 이하,
Ca : 0.005 ％ 이하,
V : 0.05 ％ 이하,
Cu : 0.50 ％ 이하,
Ni : 0.50 ％ 이하,
Sn : 0.50 ％ 이하,
Zn : 0.10 ％ 이하,
Co : 0.10 ％ 이하,
Zr : 0.10 ％ 이하,
Ta : 0.10 ％ 이하, 및
W : 0.10 ％ 이하로 이루어지는 군에서 선택되는 1 또는 2 이상을 함유하는, 열간 프레스 강판 부재의 제조 방법.