KR102117176B1

KR102117176B1 - 1700 ~ 2200 ㎫ 인장 강도를 갖는 마텐자이트 강

Info

Publication number: KR102117176B1
Application number: KR1020187018847A
Authority: KR
Inventors: 롱제 송; 나라얀 에스 포토레
Original assignee: 아르셀러미탈 인베스티가시온 와이 데살롤로 에스엘
Priority date: 2011-11-28
Filing date: 2012-11-28
Publication date: 2020-06-01
Also published as: UA113529C2; CA2858507A1; WO2013082188A1; KR20180080360A; BR112014012758B1; CA2858507C; CN104126022A; JP6181065B2; MA35820B1; TR201909721T4; MX2014006416A; HUE044254T2; IN2014CN04908A; ZA201403826B; JP2015504486A; BR112014012758A2; US20150023835A1; US20200140980A1; RU2660482C2; EP2785888A4

Abstract

마텐자이트 강 조성물 및 그의 제조 방법. 더 구체적으로, 마텐자이트 강은 1700 ~ 2200 ㎫ 의 인장 강도를 갖는다. 더 구체적으로, 본 발명은 1700 ~ 2200 ㎫ 의 극한 인장 강도를 갖는 얇은 게이지 (두께 1 ㎜ 이하) 초고강도 강 및 그의 제조 방법에 관한 것이다.

Description

1700 ~ 2200 ㎫ 인장 강도를 갖는 마텐자이트 강{MARTENSITIC STEELS WITH 1700-2200 MPA TENSILE STRENGTH}

본 출원은 35 U.S.C. 119(e) 하에서 2011년 11월 28일에 출원된 미국 가출원 제 61/629,762 호에 기초하여 우선권을 주장한다.

본 발명은 마텐자이트 강 조성물 및 그의 제조 방법에 관한 것이다. 더 구체적으로, 마텐자이트 강은 1700 ~ 2200 ㎫ 의 인장 강도를 갖는다. 더 구체적으로, 본 발명은 1700 ~ 2200 ㎫ 의 극한 인장 강도를 갖는 얇은 게이지 (1 ㎜ 이하의 두께) 초고강도 강 및 그의 제조 방법에 관한 것이다.

마텐자이트 미세조직을 갖는 저탄소강은 시트 강 (sheet steel) 에서 획득가능한 최대 강도를 갖는 초고강도강 (AHSS) 의 클래스를 구성한다. 강 중의 탄소 함량을 변경함으로써, ArcelorMittal 은 20년간 900 ~ 1500 ㎫ 의 인장 강도를 갖는 마텐자이트 강을 생산해 왔다. 마텐자이트 강은 측면 충격을 위한 높은 강도 및 전복 차량 보호를 요구하는 적용에서 점점 더 많이 사용되고 있고, 용이하게 압연 성형될 수 있는 범퍼와 같은 적용에 오래 사용되어 왔다.

현재, 범퍼 비임과 같은 지탱 (hang on) 자동차 부품의 제조를 위해, 양호한 압연 성형성, 용접성, 천공성 및 지연파괴 저항성과 함께 1700 ~ 2200 ㎫ 의 극한 인장 강도를 갖는 얇은 게이지 (1 ㎜ 이하의 두께) 초고강도 강이 요구되고 있다. 알루미늄 합금의 경량 7xxx 시리즈와 같은 대안적인 재료로부터의 치열한 도전을 막기 위해 가벼운 게이지의 고강도 강이 요구된다. 탄소 함량은 마텐자이트 강의 극한 인장 강도를 결정하는데 가장 중요한 인자이다. 강은 초임계 어닐링 온도로부터 퀀칭되는 때에 마텐자이트로 완전히 변하도록 충분한 경화능을 가져야 한다.

본 발명은 적어도 1700 ㎫ 의 극한 인장 강도를 갖는 마텐자이트 강 합금을 포함한다. 바람직하게는, 합금은 적어도 1800 ㎫, 적어도 1900 ㎫, 적어도 2000 ㎫, 또는 심지어 적어도 2100 ㎫ 의 극한 인장 강도를 가질 수도 있다. 마텐자이트 강 합금은 1700 ~ 2200 ㎫ 의 극한 인장 강도를 가질 수도 있다. 마텐자이트 강 합금은 적어도 3.5 %, 더 바람직하게는 적어도 5 % 의 총 연신율을 가질 수도 있다.

마텐자이트 강 합금은 냉간 압연 시트, 밴드 또는 코일의 형태일 수도 있고, 1 ㎜ 이하의 두께를 가질 수도 있다. 마텐자이트 강 합금은 식 Ceq = C + Mn/6 + (Cr+Mo+V)/5 + (Ni+Cu)/15 를 이용하면 0.44 미만의 탄소 당량을 가질 수도 있고, 여기서 Ceq 는 탄소 당량이고, C, Mn, Cr, Mo, V, Ni, 및 Cu 는 합금 중 원소들의 wt.% 이다.

마텐자이트 강 합금은 0.22 ~ 0.36 wt.% 탄소를 함유할 수도 있다. 더 구체적으로, 합금은 0.22 ~ 0.28 wt.% 탄소를 함유하거나, 또는 대안적으로 합금은 0.28 ~ 0.36 wt.% 탄소를 함유할 수도 있다. 마텐자이트 강 합금은 0.5 ~ 2.0 wt.% 망간을 더 함유할 수도 있다. 합금은 약 0.2 wt.% 규소를 또한 함유할 수도 있다. 합금은 선택적으로, Nb, Ti, B, Al, N, S, P 중 하나 이상을 함유할 수도 있다.

도 1a 및 도 1b 는 본 발명의 합금의 제조에 유용한 어닐링 절차의 개략도이다.
도 2a, 도 2b 및 도 2c 는 열간 압연 및 580 ℃ 에서의 모사 (simulated) 코일링 후의, 2.0% Mn ~ 0.2% Si 및 다양한 탄소 함량 (2a 는 0.22% C 를 갖고; 2b 는 0.25% C 를 갖고; 2c 는 0.28% C 를 가짐) 을 갖는 실험 강 (experimental steels) 의 SEM 현미경사진이다.
도 3 은 본 발명의 합금의 제조에 유용한 실험 강 핫 밴드의 실온에서의 인장 특성의 그래프이다.
도 4a ~ 4b 는 열간 압연 및 580 ℃ 에서의 모사 코일링 후의, 0.22% C - 0.2% Si - 0.02% Nb 및 2 개의 상이한 Mn 함량 (4a 는 1.48% 를 갖고, 4b 는 2.0% 를 가짐) 을 갖는 실험 강의 SEM 현미경사진이다.
도 5 는 본 발명의 합금의 제조에 유용한 다른 실험 강 핫 밴드의 실온에서의 인장 특성의 그래프이다.
도 6a ~ 6b 는 열간 압연 및 580 ℃ 에서의 모사 코일링 후의, 0.22% C - 0.2% Mn - 0.02% Si 및 상이한 Nb 함량 (6a 는 0% 를 갖고, 6b 는 0.018% 를 가짐) 을 갖는 실험 강의 SEM 현미경사진이다.
도 7 은 본 발명의 합금의 제조에 유용한 또 다른 실험 강 핫 밴드의 실온에서의 인장 특성의 그래프이다.
도 8a ~ 8f 는 소킹 (soaking) 온도 (830, 850 및 870℃) 및 강 조성 (도 8a 및 8b 는 다양한 C 를 보여주고, 도 8c 및 8d 는 다양한 Mn 을 보여주며, 도 8e 및 8f 는 다양한 Nb 를 보여줌) 이 본 발명의 강의 인장 특성에 미치는 영향을 보여준다.
도 9a ~ 9f 는 퀀칭 온도 (780, 810 및 840℃) 및 강 조성 (도 9a 및 9b 는 다양한 C 를 보여주고, 도 9c 및 9d 는 다양한 Mn 을 보여주며, 도 9e 및 9f 는 다양한 Nb 를 보여줌) 이 본 발명의 부가적인 강의 인장 특성에 미치는 영향을 보여준다.
도 10a 및 도 10b 는 본 발명의 합금의 제조에 유용한 부가적인 어닐링 사이클의 개략도이다.
도 11a 및 도 11b 는, 열간 압연 및 580 ℃ 에서의 모사 코일링 후의, 본 발명의 강의 제조에 유용한 핫 밴드의 실온에서의 인장 특성의 그래프이다.
도 12a ~ 12d 는, 열간 압연 및 660 ℃ 에서의 모사 코일링 후의 핫 밴드의 미세조직의 1000배 SEM 현미경사진이다.
도 13a ~ 13b 는 실온에서의 실험 핫 밴드 강의 인장 특성의 그래프이다.
도 14a ~ 14d 는 소킹 온도 (830 ℃, 850 ℃ 및 870 ℃), 코일링 온도 (580 ℃ 및 660 ℃), 및 합금 조성 (베이스 강에의 Ti, B 및 Nb 첨가) 이 어닐링 시뮬레이션 후의 강의 인장 특성에 미치는 영향을 보여준다.
도 15a ~ 15d 는 퀀칭 온도 (780 ℃, 810 ℃ 및 840 ℃), 코일링 온도 (580 ℃ 및 660 ℃), 및 합금 조성 (베이스 강에의 Ti, B 및 Nb 첨가) 이 어닐링 시뮬레이션 후의 강의 인장 특성에 미치는 영향을 보여준다.
도 16a ~ 16c 는 본 발명의 합금의 제조에 유용한 어닐링 사이클의 훨씬 더 개략적인 도면이다.
도 17a ~ 17e 는 열간 압연 및 580 ℃ 에서의 모사 코일링 후의 열간 압연 강 (0.28 ~ 0.36% C) 의 1000배 SEM 현미경사진이다.
도 18a 및 18b 는 (열간 압연 및 580 ℃ 에서의 모사 코일링 후의) 실온에서의 도 17a ~ 17e 의 열간 압연 강의 해당 인장 특성의 그래프이다.
도 19a ~ 19e 는 열간 압연 및 660 ℃ 에서의 모사 코일링 후의 열간 압연 강 (0.28 ~ 0.36% C) 의 1000배 SEM 현미경사진이다.
도 20a 및 20b 는 (열간 압연 및 660 ℃ 에서의 모사 코일링 후의) 실온에서의 도 19a ~ 19e 의 열간 압연 강의 해당 인장 특성의 그래프이다.
도 21a ~ 21d 는 소킹 온도 (830 ℃, 850 ℃ 및 870 ℃), 코일링 온도 (580 ℃ 및 660 ℃), 및 합금 조성 (C 함량, 및 베이스 강에의 B 첨가) 이 어닐링 시뮬레이션 후의 강의 인장 특성에 미치는 영향을 보여준다.
도 22a ~ 22d 는 퀀칭 온도 (780 ℃, 810 ℃ 및 840 ℃), 코일링 온도 (580 ℃ 및 660 ℃), 및 합금 조성 (C 함량, 및 베이스 강에의 B 첨가) 이 어닐링 시뮬레이션 후의 강의 인장 특성에 미치는 영향을 보여준다.
도 23a ~ 23d 는 조성 및 어닐링 사이클이 인장 강도 (23a ~ 23b) 에 그리고 연성 (23c ~ 23d) 에 미치는 영향을 보여준다.
도 24a ~ 24l 는 다양한 소킹/퀀칭 온도 쌍들을 이용하여 어닐링된 4 개의 합금의 현미경사진이다.
도 25a ~ 25d 는 580 ℃ 에서의 코일링, 냉간 압연 (0.5 및 1.0% Mn 을 갖는 강에 대해 50% 냉간 압연 압하율, 및 2.0% Mn 을 갖는 강에 대해 75% 냉간 압연 압하율) 및 다양한 어닐링 사이클 후의 0.5 % ~ 2.0 % Mn 을 갖는 강의 인장 특성을 보여준다.

본 발명은 1700 ~ 2200 ㎫ 의 인장 강도를 갖는 마텐자이트 강의 패밀리이다. 상기 강은 얇은 게이지 (1 ㎜ 이하의 두께) 시트 강일 수도 있다. 본 발명은 매우 높은 인장 강도 마텐자이트 강의 제조 방법을 또한 포함한다. 이하에서, 본 발명의 예 및 실시형태를 기재한다.

예 1

재료 및 실험 절차

표 1 은 본 발명의 몇몇 강들의 화학 조성을 보여주는데, 0.22 ~ 0.28 wt% 의 탄소 함량의 범위 (강 2, 4 및 5), 1.5 ~ 2.0 wt% 의 망간 함량 (강 1 및 3) 및 0 ~ 0.02 wt% 의 니오븀 함량 (합금 2 및 3) 을 포함한다. 강 조성의 잔부는 철 및 불가피한 불순물이다.

실험실에서 5 개의 45 ㎏ 슬래브를 주조하였다. 3 시간 동안 1230 ℃ 에서의 재가열 및 오스테나이트화 후, 실험실 밀에서 슬래브들을 두께 63 ㎜ 로부터 20 ㎜ 로 열간 압연하였다. 다듬질 (finishing) 온도는 약 900 ℃ 이었다. 열간 압연 후, 플레이트들을 공랭시켰다.

예비-압연된 20 ㎜ 두께 플레이트를 전단가공 (shearing) 및 2 시간 동안 1230 ℃ 로 재가열한 후, 플레이트를 두께 20 ㎜ 로부터 3.5 ㎜ 로 열간 압연하였다. 다듬질 압연 온도는 약 900 ℃ 이었다. 산업적 코일링 프로세스를 시뮬레이션하기 위해, 약 45 ℃/s 의 평균 냉각 속도의 제어된 냉각 후에, 각 조성의 핫 밴드를 580 ℃ 에서 1 시간 동안 노 내에 유지시킨 후, 24 시간 노 냉각시켰다.

실온 인장 시험을 위해 각 핫 밴드로부터 3 개의 JIS-T 표준 시편을 제조하였다. 길이방향 단면의 1/4 두께 위치에서의 주사형 전자 현미경 (SEM) 으로써 핫 밴드의 미세조직 캐릭터리제이션 (characterization) 을 행하였다.

열간 압연 밴드의 양 표면들을 연삭하여, 임의의 탈탄층을 제거하였다. 그리고 나서, 75% 랩 냉간 압연시켜, 추가 어닐링 시뮬레이션을 위한 최종 두께 0.6 ㎜ 의 풀 하드 (full hard) 강을 획득하였다.

2 개의 솔트 포트 (salt pot) 및 하나의 오일 배스 (oil bath) 를 이용하여, 어닐링 시뮬레이션을 행하였다. 소킹 온도 및 퀀칭 온도의 영향을 모든 강에 대해 분석하였다. 도 1a 및 도 1b 에 열처리를 개략적으로 나타낸다. 도 1a 는 830 ℃ ~ 870 ℃ 의 상이한 소킹 온도를 갖는 어닐링 프로세스를 보여준다. 도 1b 는 780 ℃ ~ 840 ℃ 의 상이한 퀀칭 온도를 갖는 어닐링 프로세스를 보여준다.

소킹 온도의 영향을 연구하기 위해, 어닐링 프로세스는 냉간 압연 스트립 (두께 0.6 ㎜) 을 각각 870 ℃, 850 ℃ 및 830 ℃ 로 재가열한 후 60 초간 등온 유지하는 것을 포함하였다. 샘플들을 810 ℃ 의 온도로 유지되는 제 2 솔트 포트로 즉시 전달한 후, 25 초간 등온 유지하였다. 이어서, 워터 퀀칭시켰다. 그리고 나서, 오일 배스에서 60 초간 샘플들을 200 ℃ 로 재가열한 후, 실온까지 공랭시켜, 과시효 처리를 시뮬레이션하였다. 이 게이제의 산업 조건에 매우 근접하도록, 소킹, 퀀칭 및 과시효 온도에서의 유지 시간을 선택하였다.

퀀칭 온도의 영향을 연구하기 위해, 분석은 냉간 압연 스트립을 60 초간 870 ℃ 로 재가열한 후, 840 ℃, 810 ℃ 및 780 ℃ 로 즉시 냉각시키는 것을 포함한다. 퀀칭 온도에서의 25 초 등온 유지 후에, 시편을 수중에서 퀀칭시켰다. 그리고 나서, 강을 60 초간 200 ℃ 로 재가열한 후 공랭시켜서, 과시효 처리를 시뮬레이션하였다. 실온에서의 인장 시험을 위해 각 어닐링된 블랭크로부터 3 개의 ASTM-T 표준 시편을 제조하였다.

굽힘 시험을 위해, 870 ℃ 소킹 온도에서 처리되고 810 ℃ 로부터 퀀칭된 샘플들을 선택하였다. 굽힘성 캐릭터리제이션을 위해, 압연 방향으로 굽힘 축선을 갖는 90°자유 V-굽힘을 채용하였다. 이 시험을 위해, 90°다이 블록 및 펀치를 갖는 전용 Instron 기계적 시험 시스템을 사용하였다. 상이한 다이 반경들을 갖는 일련의 교체가능한 펀치들이, 샘플이 미세균열 없이 굽혀질 수 있는 최소 다이 반경의 결정을 용이하게 하였다. 샘플이 90°만큼 굽혀질 때까지, 15 ㎜/sec 의 일정한 스트로크로 시험을 행하였다. 최대 굽힘각에서 80 KN 힘 및 5 초 체류 시간이 배치되었고, 그 후에 부하가 해제되었고, 시편이 되튈 (spring back) 수 있었다. 본 시험에서, 다이 반경의 범위는 0.25 ㎜ 증분으로 1.75 ㎜ 로부터 2.75 ㎜ 까지 변경되었다. 굽힘 시험 후에 샘플 표면을 10배 확대하여 관찰하였다. 0.5 ㎜ 보다 더 작은 샘플 굽힘 표면에서의 균열 길이를 "미세 균열" 로 인식하고, 0.5 ㎜ 보다 더 큰 것을 균열로서 인식하고 시험을 실패로 표시하였다. 보이지 않는 균열을 갖는 샘플을 "시험 통과" 로서 식별하였다.

열간 압연 밴드의 미세조직 및 인장 특성

조성이 열간 압연 강의 미세조직 및 인장 특성에 미치는 영향

도 2a, 도 2b 및 도 2c 는 열간 압연 및 580 ℃ 에서의 모사 코일링 후의, 2.0% Mn ~ 0.2% Si 및 다양한 탄소 함량 (2a 는 0.22% C 를 갖고; 2b 는 0.25% C 를 갖고; 2c 는 0.28% C 를 가짐) 을 갖는 실험 강의 SEM 현미경사진이다.

탄소 함량이 증가하면, 펄라이트의 체적 분율 및 콜로니 (colony) 크기가 증가하였다. 실험 강들의 실온에서의 대응 인장 특성을 도 3 에 나타내는데, 탄소 함량에 대해 강도 (단위 ㎫) (그래프의 위쪽 절반) 및 연성 (단위 %) (그래프의 아래쪽 절반) 이 나타나 있다. 도 3 및 여기에서, UTS 는 극한 인장 강도를 의미하고, YS 는 항복 강도를 의미하며, TE 는 총 연신율을 의미하고, UE 는 균일 연신율을 의미한다. 도시된 것처럼, 탄소 함량이 0.22% 로부터 0.28% 로 증가하면, 극한 인장 강도가 609 ㎫ 로부터 632 ㎫ 로 약간 증가하고, 항복 강도가 440 ㎫ 로부터 426 ㎫ 로 약간 감소하지만, 연성은 거의 변하지 않았다 (평균 TE 및 UE 는 각각 대략 16% 및 11% 임).

도 4a - 4b 는 열간 압연 및 580 ℃ 에서의 모사 코일링 후의, 0.22% C - 0.2% Si - 0.02% Nb 및 2 개의 상이한 Mn 함량 (4a 는 1.48% 를 갖고, 4b 는 2.0% 를 가짐) 을 갖는 실험 강의 SEM 현미경사진이다. Mn 함량이 증가하면, 펄라이트 콜로니의 체적 분율 및 크기가 증가하였다. 더 높은 Mn 강에서의 큰 입자 크기는 다듬질 압연 및 후속 냉각 동안의 입자 조대화에 기인할 수 있다. 열간 압연 종료 온도는 대략 900℃ 이었고, 이는 쌍방의 실험 강들에 대해 오스테나이트 영역 내에 있지만, 더 높은 Mn 강의 Ar₃ 온도보다 훨씬 더 높다. 따라서, 다듬질 압연 동안에 그리고 그 후에, 더 높은 Mn 강의 오스테나이트는 조대화될 더 큰 기회를 가졌고, 그 결과, 상 변태 후에 더 조대한 페라이트-펄라이트 미세조직이 얻어졌다.

0.22% C - 2.0% Mn 을 갖는 실험 강들의 실온에서의 대응 인장 특성을 도 5 에 나타내는데, 망간 함량에 대해 강도 (단위 ㎫) (그래프의 위쪽 절반) 및 연성 (단위 %) (그래프의 아래쪽 절반) 이 나타나 있다. 도시된 것처럼, Mn 함량이 1.48% 로부터 2.0% 로 증가하면, 극한 인장 강도가 655 ㎫ 로부터 680 ㎫ 로 약간 증가하고, 항복 강도가 540 ㎫ 로부터 416 ㎫ 로 많이 감소하고, 연성이 TE 의 경우 22% 로부터 18% 로 그리고 UE 의 경우 12% 로부터 11% 로 약간 감소하였다. Mn 함량의 증가에 따라, 대응하는 항복비 (YR) 가 0.8 로부터 0.6 으로 감소하였고, 항복점 연신율 (YPE) 이 3.1% 로부터 0.3% 로 감소하였다. Mn 에 의한 고체 용해 강화에도 불구하고 YS, YR 및 YPE 의 큰 감소는 더 높은 Mn 강에서의 마텐자이트의 형성에 기인할 수도 있다. DP 강에서 잘 알려진 바와 같이, 소량의 마텐자이트 (5% 훨씬 미만) 가 초기 소성 변형을 용이하게 하는 페라이트 주위의 자유 전위 (free dislocations) 를 생성시킬 수 있다. 그리고, 더 높은 Mn 강의 더 높은 경화능이 조대한 오스테나이트 입자 크기를 또한 발생시킬 수도 있다.

도 6a ~ 6b 는 열간 압연 및 580 ℃ 에서의 모사 코일링 후의, 0.22% C - 0.2% Mn - 0.02% Si 및 상이한 Nb 함량 (6a 는 0% 를 갖고, 6b 는 0.018% 를 가짐) 을 갖는 실험 강의 SEM 현미경사진이다. Nb 함량이 증가하면, 펄라이트의 체적 분율 및 콜로니 크기가 증가하였고, 이는 Nb 를 갖는 강의 더 높은 경화능 및 펄라이트 형성의 더 낮은 온도에 의해 설명될 수 있다.

0.22% C - 2.0% Mn 을 갖는 비교 강들의 대응 인장 특성을 도 7 에 나타내는데, 니오븀 함량에 대해 강도 (단위 ㎫) (그래프의 위쪽 절반) 및 연성 (단위 %) (그래프의 아래쪽 절반) 이 나타나 있다. 도시된 것처럼, 0.018% Nb 의 첨가는 609 ㎫ 로부터 680 ㎫ 로의 극한 인장 강도 (UTS) 의 증가, 440 ㎫ 로부터 416 ㎫ 로의 항복 강도 (YS) 의 작은 감소, 및 11.8% 로부터 10.8% 로의 UE 감소와 함께 16.8% 로부터 18.0% 로의 평균 TE 의 작은 증가로 이어졌다. Nb 함량의 증가에 따라, 대응하는 항복비 (YR) 가 0.72로부터 0.61 로 감소하였고, 항복점 연신율 (YPE) 이 2.3% 로부터 0.3% 로 감소하였다.

냉간 압연 및 어닐링 시뮬레이션 후의 조사 강 (Investigated Steels) 의 인장 특성

도 8a - 8f 는 소킹 온도 (830, 850 및 870 ℃) 및 강 조성 (도 8a 및 8b 는 다양한 C 를 보여주고, 8c 및 8d 는 다양한 Mn 을 보여주며, 8e 및 8f 는 다양한 Nb 을 보여줌) 이 강의 인장 특성에 미치는 영향을 보여준다. 소킹 온도가 870 ℃ 로부터 850 ℃ 로 감소하면, 항복 강도 (YS) 가 28-76 ㎫ 그리고 극한 인장 강도 (UTS) 가 30-103 ㎫ 증가하였고, 이는 더 낮은 소킹 온도에서의 더 작은 입자 크기에 기인할 수도 있다. 850 ℃ 로부터 830 ℃ 로의 소킹 온도의 추가 감소는 UTS 의 큰 변화로 이어지지 않았다. 소킹 온도가 연성에 미치는 영향은 없고, 모든 실험 강에서 균일/총 연신율은 3 ~ 4.75% 이다. 0.28% C - 2.0% Mn - 0.2% Si 를 갖는 강에서 2000 ㎫ 을 초과하는 UTS 및 대략 3.5 ~ 4.5% 의 균일/총 연신율이 획득되었음 (도 8a-8b 참조) 에 주목해야 한다.

도 9a ~ 9f 는 퀀칭 온도 (780, 810 및 840℃) 및 강 조성 (도 9a 및 9b 는 다양한 C 를 보여주고, 도 9c 및 9d 는 다양한 Mn 을 보여주며, 도 9e 및 9f 는 다양한 Nb 를 보여줌) 이 조사 강의 인장 특성에 미치는 영향을 보여준다. 100% 마텐자이트가 획득되는 때, 퀀칭 온도는 강도 및 연성에 큰 영향을 미치지 않는다. 균일/총 연신율은 모든 실험 강에서 2.75% ~ 5.5% 이다. 데이터는 어닐링 동안에 넓은 프로세스 윈도우가 실현가능하다는 것을 암시한다.

도 8a, 도 8b, 도 9a 및 도 9b 는, C 함량의 증가가 인장 강도를 많이 증가시키지만 연성에는 별로 영향을 미치지 않았음을 보여준다. 일례로서 830 ℃ (소킹 온도) - 810 ℃ (퀀칭 온도) 의 어닐링 사이클을 취하면, C 함량이 0.22 wt% 로부터 0.28 wt% 로 증가되는 때, YS 및 UTS 의 증가는 각각 163 ㎫ 및 233 ㎫이다. 1.5 wt% 로부터 2.0 wt% 로의 Mn 함량의 증가는 강도 및 연성에 거의 영향을 미치지 않는다 (도 8c, 8d, 9c 및 9d 참조). Nb (약 0.02 wt%) 의 첨가는 UTS 에의 거의 영향 없이 94 ㎫ 까지의 YS 의 증가로 이어지지만, 2.4% 의 총 연신율의 감소로 이어졌다 (도 8e, 8f, 9e 및 9f 참조).

조사 강의 굽힘성

표 2 는 C, Mn 및 Nb 가 75% 냉간 압연 및 어닐링 후의 실험 강들의 인장 특성 및 굽힘성에 미치는 영향을 요악한다. 어닐링 사이클은, 냉간 압연 밴드 (두께 약 0.6 ㎜) 를 870 ℃ 까지 가열, 소킹 온도에서 60 초간 등온 유지, 810 ℃ 로 즉시 냉각, 그 온도에서 25 초간 등온 유지, 후속하여 급속 워터 퀀칭을 포함하였다. 그리고 나서, 패널을 오일 배스에서 200 ℃ 로 재가열하고 60 초간 유지한 후 공랭시켜서, 과시효 처리를 시뮬레이션하였다. 데이터는 탄소가 강도에 가장 강한 영향을 미치고 굽힘성에 약간 영향을 미친다는 것을 보여준다. Nb 의 첨가는 항복 강도를 증가시키고, 굽힘성을 향상시킨다. 미미하게 열등한 연신율에도 불구하고 굽힘성의 향상이 달성된다. Nb 함유 강에서의 1.5% 로부터 2.0% 로의 Mn 함량의 증가는 인장 특성에 큰 영향을 미치지 않지만, 굽힘성을 많이 향상시킨다.

예 2

탄소 당량을 감소시켜서, 예 1 의 강의 용접성을 향상시키기 위해, 0.28 wt% 탄소 및 감소된 망간 함량 (예 1 의 2.0 wt% 에 비해 약 1.0 wt%) 을 함유하는 강을 제조하였다. 합금을 슬래브로 주조하고, 열간 압연, 냉간 압연, 어닐링 (모사) 및 과시효 처리하였다. 그리고, Mn 함량 (1.0 및 2.0% Mn) 이 열간 압연 밴드 및 어닐링 제품에 특성에 미치는 영향이 상세하게 묘사된다.

열 준비

표 3 은 조사 강들의 화학 조성을 보여준다. 합금 설계로 혼입된 Ti (강 1 및 2), B (강 2 및 3) 및 Nb (합금 3 및 4) 의 영향을 분석하였다.

실험실에서 4 개의 45 ㎏ 슬래브 (각 합금으로 하나씩) 를 주조하였다. 3 시간 동안 1230 ℃ 에서의 재가열 및 오스테나이트화 후, 실험실 밀에서 슬래브들을 두께 63 ㎜ 로부터 20 ㎜ 로 열간 압연하였다. 다듬질 온도는 약 900 ℃ 이었다. 열간 압연 후, 플레이트들을 공랭시켰다.

열간 압연 및 미세조직/인장 강도 조사

예비-압연된 20 ㎜ 두께 플레이트를 전단가공 및 2 시간 동안 1230 ℃ 로 재가열한 후, 플레이트를 두께 20 ㎜ 로부터 3.5 ㎜ 로 열간 압연하였다. 다듬질 압연 온도는 약 900 ℃ 이었다. 산업적 코일링 프로세스를 시뮬레이션하기 위해, 약 45 ℃/s 의 평균 냉각 속도의 제어된 냉각 후에, 각 조성의 핫 밴드를 각각 1 시간 동안 580 ℃ 및 660 ℃ 의 노 내에 유지시킨 후, 24 시간 노 냉각시켰다. 이 제품의 제조를 위해 열간 압연 동안에 이용가능한 프로세스 윈도우를 이해하기 위해, 2 개의 상이한 코일링 온도의 사용이 설계되었다.

유도 결합 플라스마 (ICP) 에 의해 핫 밴드 조성의 재검토를 행하였다. 잉곳 유래 데이터에 비해, 핫 밴드에서 탄소 손실이 일반적으로 관찰된다. 실온 인장 시험을 위해 각 핫 밴드로부터 3 개의 JIS-T 표준 시편을 제조하였다. 길이방향 단면의 1/4 두께 위치에서의 주사형 전자 현미경 (SEM) 으로써 핫 밴드의 미세조직 캐릭터리제이션을 행하였다.

냉간 압연

열간 압연 밴드의 양 표면을 연삭하여 임의의 탈탄층을 제거한 후, 강은 실험실에서 50% 만큼 냉간 압연되어, 추가 어닐링 시뮬레이션을 위한 최종 두께 1.0 ㎜ 의 풀 하드 강을 획득하였다.

어닐링 시뮬레이션

모든 실험 강에 대해, 어닐링 동안 소킹 온도 및 퀀칭 온도가 강의 기계적 특성에 미치는 영향을 조사하였다. 도 10a 및 도 10b 에 어닐링 사이클을 개략적으로 나타낸다. 도 10a 는 830 ℃ ~ 870 ℃ 의 상이한 소킹 온도를 갖는 어닐링 프로세스를 보여준다. 도 10b 는 780 ℃ ~ 840 ℃ 의 상이한 퀀칭 온도를 갖는 어닐링 프로세스를 보여준다.

소킹 온도가 최종 특성에 미치는 영향을 조사하기 위하여, 어닐링 프로세스는 콜드 밴드 (두께 약 1.0 ㎜) 를 각각 100 초간 870 ℃, 850 ℃ 및 830 ℃ 까지 재가열하는 것을 포함한다. 810 ℃ 로의 즉시 냉각 및 40 초간의 등온 유지 후, 워터 퀀칭을 행하였다. 그리고 나서, 강을 100 초간 200 ℃ 로 재가열한 후 공랭시켜서, 과시효 처리를 시뮬레이션하였다.

퀀칭 온도가 강의 기계적 특성에 미치는 영향을 조사하기 위하여, 어닐링 프로세스는 콜드 밴드를 100 초간 870 ℃ 로 재가열하고 각각 840 ℃, 810 ℃ 및 780 ℃ 로 즉시 냉각시키는 것을 포함한다. 퀀칭 온도에서의 40 초 등온 유지 후에, 워터 퀀칭을 채용하였다. 그리고 나서, 강을 100 초간 200 ℃ 로 재가열한 후 공랭시켜서, 과시효 처리를 시뮬레이션하였다.

어닐링 강의 인장 특성 및 굽힘성

실온 인장 시험을 위해 각 어닐링된 밴드로부터 3 개의 ASTM-T 표준 인장 시편을 제조하였다. 굽힘 시험을 위해, 하나의 어닐링 사이클에 의해 처리된 샘플들을 선택하였다. 이 어닐링 사이클은, 콜드 밴드 (두께 약 1.0 ㎜) 를 100 초간 850 ℃ 까지 재가열, 810 ℃ 로 즉시 냉각, 퀀칭 온도에서 40 초간 등온 유지, 후속하여 워터 퀀칭을 수반하였다. 그리고 나서, 강을 100 초간 200 ℃ 로 재가열한 후 공랭시켜서, 과시효 처리를 시뮬레이션하였다. 굽힘성 캐릭터리제이션을 위해, 압연 방향을 따른 90°자유 V-굽힘 시험을 채용하였다. 본 연구에서, 다이 반경의 범위는 0.25 ㎜ 증분으로 2.75 ㎜ 로부터 4.00 ㎜ 까지 변경되었다. 굽힘 시험 후에 샘플 표면을 10배 확대하여 관찰하였다. 외부 굽힘 표면에서의 샘플의 균열 길이가 0.5 ㎜ 보다 더 작다면, 균열은 "미세 균열" 로 간주된다. 0.5 ㎜ 보다 더 큰 균열은 실패로서 인식된다. 보이는 균열이 없는 샘플은 "시험 통과" 로서 식별된다.

핫 밴드의 화학적 분석

표 4 는, 열간 압연 후의 상이한 Ti, B 및 Nb 함량을 갖는 강들의 화학 조성을 보여준다. 잉곳의 조성 (표 3) 과 비교하여, 열간 압연 후에 약 0.03% 탄소 및 0.001% B 손실이 존재하였다.

핫 밴드의 미세조직 및 인장 특성

도 11a 및 도 11b 는, 열간 압연 및 580 ℃ 에서의 모사 코일링 후의, 실온에서의 (표 4 의) 실험 강의 인장 특성 (JIS-T 표준) 을 보여준다. 베이스 조성은 0.28% C - 1.0% Mn - 0.2% Si 로 구성된다. 도 11a 는 4 개의 합금의 강도를 그래프로 보여주고, 도 11b 는 그의 연성을 보여준다. Ti, B 및 Nb 의 첨가가 571 ㎫ 로부터 688 ㎫ 로의 극한 인장 강도의 큰 증가, 375 ㎫ 로부터 544 ㎫ 로의 항복 강도의 큰 증가, 및 총 연신율과 균일 연신율의 감소 (TE: 32% 로부터 13% 로; UE: 17% 로부터 11% 로) 로 이어졌음을 볼 수 있다. Ti-B 강에 Nb 를 첨가하면, 총 연신율이 28% 로부터 13% 로 현저히 감소하였다.

도 12a ~ 12d 에 도시된 것처럼, 열간 압연 및 660 ℃ 에서의 모사 코일링 후의 강들의 미세조직은 각 실험실 처리된 실험 강의 경우 페라이트 및 펄라이트로 구성된다. 도 12a ~ 12d 는, 각각, 베이스 합금, 베이스 합금 + Ti, 베이스 합금 + Ti 및 B, 그리고 베이스 합금 + Ti, B 및 Nb 의 1000배 SEM 현미경사진이다. B 를 첨가하면, 약간 더 큰 크기의 펄라이트 아일랜드가 생기는 것 같다 (도 12c). 페라이트-펄라이트 미세조직은 Nb 첨가된 강에서 압연 방향을 따라 세장형이고 (도 12d), 이는 열간 압연 동안 오스테나이트 재결정화를 지연시키는 Nb 첨가에 기인할 수도 있다. 따라서, 오스테나이트 재결정화되지 않은 영역에서 다듬질 압연이 일어났고, 세장형 페라이트-펄라이트 미세조직이 변형된 오스테나이트로부터 직접 변태되었다.

실온에서의 실험 강들의 대응 인장 특성이 도 13a ~ 13b 에 도시되어 있다. 도 13a 는 4 개의 합금의 강도를 그래프로 보여주고, 도 13b 는 그의 연성을 보여준다. Nb (0.03%) 의 첨가가 535 ㎫ 로부터 588 ㎫ 로의 극한 인장 강도의 큰 증가, 383 ㎫ 로부터 452 ㎫ 로의 항복 강도의 큰 증가, 및 31.3% 로부터 29.0% 로의 총 연신율의 감소와 17.8% 로부터 16.4% 로의 균일 연신율의 감소로 이어졌음을 볼 수 있다.

코일링 온도가 인장 특성에 미치는 영향

도 11 및 도 13 의 인장 특성과 비교하여, 580 ℃ 로부터 660 ℃ 로의 코일링 온도의 증가는 강도의 감소 및 연성의 증가로 이어졌고, 이는 증가된 냉간 압하 가능성 및 강화된 게이지-폭 능력에 유리한 속성이다. 베이스 강에의 Ti, B 및 Nb 의 첨가는 580 ℃ 에 비해 660 ℃ 의 더 높은 코일링 온도에서 강의 인장 특성에 덜 영향을 미친다. 실험실에서 660 ℃ 에서의 코일링의 영향을 연구하는 목적은 코일링 온도가 핫 밴드 강도와 냉간 압연 및 어닐링된 마텐자이트 강의 강도 쌍방에 미치는 영향을 이해하는 것이었다.

어닐링 시뮬레이션 후의 강의 인장 특성

도 14a ~ 14d 는 소킹 온도 (830 ℃, 850 ℃ 및 870 ℃), 코일링 온도 (580 ℃ 및 660 ℃), 및 합금 조성 (베이스 강에의 Ti, B 및 Nb 첨가) 이 어닐링 시뮬레이션 후의 강의 인장 특성에 미치는 영향을 보여준다. 도 14a 및 도 14b 는 각각 상이한 소킹 온도 그리고 580 ℃ 및 660 ℃ 의 코일링 온도에서의 4 개의 합금의 강도를 보여준다. 도 14c 및 도 14d 는 각각 상이한 소킹 온도 그리고 580 ℃ 및 660 ℃ 의 코일링 온도에서의 4 개의 합금의 연성을 보여준다. 870 ℃ 로부터 830 ℃ 로의 소킹 온도의 감소로 인해, 열간 압연 및 580 ℃ 에서의 모사 코일링 후 Ti-B 강의 경우 41 ㎫ 의 항복 강도의 증가 및 56 ㎫ 의 극한 인장 강도 증가가 발생하였음을 볼 수 있다 (도 14a). Ti-B-Nb 강의 경우, 동일한 온도에서의 모사 코일링 후에 (도 14a), 850 ℃ 의 소킹 온도에서 가장 높은 강도 (YS: 1702 ㎫ 및 UTS: 1981 ㎫) 가 나타났다. 소킹 온도의 추가 증가 또는 감소는 Ti-B-Nb 강의 강도를 향상시키지 않을 것이다. 소킹 온도는 660 ℃ 의 모사 코일링 후의 Ti-B 또는 Ti-B-Nb 강들의 경우 강도에 분명한 영향을 미치지 않았다. 또한, 쌍방의 코일링 온도에서 베이스 및 Ti 강들의 경우 강도에 큰 영향을 미치지 않았고, 모든 실험 강의 경우 연성에 전혀 영향을 미치지 않았다.

도 15a ~ 15d 는 퀀칭 온도 (780 ℃, 810 ℃ 및 840 ℃), 코일링 온도 (580 ℃ 및 660 ℃), 및 합금 조성 (베이스 강에의 Ti, B 및 Nb 첨가) 이 어닐링 시뮬레이션 후의 강의 인장 특성에 미치는 영향을 보여준다. 도 15a 및 도 15b 는 각각 상이한 퀀칭 온도 그리고 580 ℃ 및 660 ℃ 의 코일링 온도에서의 4 개의 합금의 강도를 보여준다. 도 15c 및 도 15d 는 각각 상이한 퀀칭 온도 그리고 580 ℃ 및 660 ℃ 의 코일링 온도에서의 4 개의 합금의 연성을 보여준다. 840 ℃ 로부터 780 ℃ 로의 퀀칭 온도의 감소로 인해, 열간 압연 및 580 ℃ 에서의 모사 코일링 후의 베이스 및 Ti 강들에서 약 50-60 ㎫ 의 항복 강도와 극한 인장 강도 쌍방의 증가가 발생하였다 (도 15a). 퀀칭 온도는 660 ℃ 에서의 모사 코일링 후의 베이스 및 Ti 강들의 강도에 분명한 영향을 미치지 않았다. 또한, 쌍방의 코일링 온도에서 Ti-B 및 Ti-B-Nb 강들의 강도에 그리고 모든 실험 강의 경우 연성에 큰 영향을 미치지 않았다.

코일링 온도 (580 ℃ 및 660 ℃) 의 영향

도 14a 및 도 15a 를 도 14b 및 도 15b 와 비교하면, 580 ℃ 로부터 660 ℃ 로의 코일링 온도의 증가는 인장 강도의 큰 변화로 이어지지 않았지만, 다양한 어닐링 조건에서의 모든 실험 강에서 평균으로약 50 ㎫ 의 항복 강도의 큰 감소가 발생하였다. 코일링 온도의 증가는 Ti 및 Ti-B 강의 연성에 측정가능한 영향을 미치지 않았지만, 베이스 및 Ti-B-Nb 강의 연성을 약 0.5% 만큼 약간 감소시켰다. 그렇지만, 이 작은 변화들은 시험 편차 내이므로, 매우 중요하지는 않다.

조성 (Ti, B 및 Nb) 의 영향

도 14a ~ 14d 및 도 15a ~ 15d 에 도시된 것처럼, 0.28% C - 1.0% Mn - 0.2% Si 강에의 Ti 및 B 의 첨가는 580 ℃ 및 660 ℃ 의 코일링 온도 모두에서 강도에 큰 영향을 미치지 않는다. Nb 의 첨가는 580 ℃ 의 코일링 온도 (도 14a) 에서는 45-103 ㎫ 의 항복 강도 및 26-85 ㎫ 의 인장 강도를 증가시켰지만, 660 ℃ (도 14b) 에서는 그러하지 않았다. 660 ℃ 코일링 온도에서 약간 더 양호한 연성을 나타냈던 Ti 첨가 강 (도 14d 및 15d) 을 제외하고, 합금 첨가는 일반적으로 연성의 약간의 감소 (1% 미만) 로 이어졌다.

어닐링 시뮬레이션 후의 강의 굽힘성

표 5 는 Ti, B 및 Nb 가 50% 냉간 압연 및 580 ℃ 에서의 모사 코일링 후의 어닐링 후의 강의 인장 특성 및 굽힘성에 미치는 영향을 요약한다. 어닐링 프로세스는 콜드 밴드 (두께 약 1.0 ㎜) 를 100 초간 850 ℃ 까지 재가열, 810 ℃ 로 즉시 냉각, "퀀칭" 온도에서 40 초간 등온 유지, 후속하여 워터 퀀칭으로 구성되었다. 그리고 나서, 강을 100 초간 200 ℃ 로 재가열한 후 공랭시켜서, 과시효 처리 (OA) 를 시뮬레이션하였다. 보여진 것처럼, 합금 조성을 변경함으로써 1850 ~ 2000 ㎫ 의 극한 인장 강도를 갖는 강을 제조하는 것이 가능하였다. 단지 C, Mn 및 Si 만을 갖는 강이 최고 굽힘성을 보여주었다. Nb 의 첨가는 굽힘성을 약간 악화시키면서 강도를 증가시켰다. 굽힘성 패스는 "10배 확대에서 0.5 ㎜ 보다 더 작은 미세 균열 길이" 로서 규정되었다.

예 1 과의 비교 - 망간의 영향

상기 예 1 에서 0.28% C - 2.0% Mn - 0.2% Si 를 갖는 강을 나타내었다. 그 거동을 0.28% C - 1.0% Mn - 0.2% Si 를 함유하는 예 2 의 강과 비교하여, Mn (1.0 및 2.0%) 이 인장 특성에 미치는 영향을 조사할 수 있다. 두 강의 상세한 화학 조성을 표 6 에 나타낸다.

1.0 및 2.0% Mn 을 갖는 열간 압연 밴드의 인장 특성

표 7 은 열간 압연 및 580 ℃ 에서의 모사 코일링 후의 각각 1.0% 및 2.0% Mn 을 갖는 강들의 인장 특성을 보여준다. 열간 압연 밴드의 인장 특성의 경우, 더 낮은 Mn 함량을 갖는 강은 더 높은 Mn 함량을 갖는 강보다 더 낮은 강도를 나타내었다 (YS 가 51 ㎫ 더 낮고, UTS 가 61 ㎫ 더 낮음). 이는 낮은 Mn 강의 경우 더 높은 정도의 냉간 압연을 용이하게 할 수도 있다.

표 8 은 냉간 압연 (1.0% Mn 을 갖는 강의 경우 50% 냉간 압연 압하율 및 2.0% Mn 을 갖는 강의 경우 75% 냉간 압연 압하율) 및 다양한 어닐링 사이클 후의 1.0% 및 2.0% Mn 을 갖는 강들의 인장 특성을 보여준다. 870 ℃ (소킹), 840 ℃ (퀀칭) 및 200 ℃ (과시효) 의 동일한 어닐링 처리에서, Mn 함량이 강도에 큰 영향을 미치지 않았음을 볼 수 있다. 810 ℃ 의 동일한 퀀칭 온도에서, 870 ℃ 로부터 830 ℃ 로의 소킹 온도의 감소는 1.0% Mn 을 갖는 강의 강도에 영향을 미치지 않았지만, 2.0% Mn 를 갖는 강의 강도를 약 90 ㎫ 만큼 크게 증가시켰다. 이는, 1.0% Mn 을 갖는 강이 소킹 온도 (870 내지 830 ℃) 에 상관없이 강도에 있어서 매우 안정적이고, 2.0% Mn 을 갖는 강이 소킹 온도에 더 민감하다는 것을 나타내며, 이는 아마도 더 높은 어닐링 온도에서 입자 조대화 때문일 것이다. 1.0% Mn 을 갖는 강은 더 넓은 프로세스 윈도우 때문에 제조 동안에 비교적 처리하기 더 용이할 것이다.

1.0 및 2.0% Mn 을 갖는 어닐링 강의 굽힘성

표 9 는 어닐링 시뮬레이션 후의 1.0% 및 2.0% Mn 을 갖는 강들의 인장 특성 및 굽힘성을 보여준다. 1.0% Mn 을 갖는 강은 동등한 (comparable) 강도 레벨에서 더 양호한 굽힘성을 보여주었다 (4.0t 에 비해 3.5t). 굽힘성 패스는 굽힘성 패스는 10배 확대에서 0.5 ㎜ 보다 더 작은 미세 균열 길이로서 규정된다.

예 3

강의 양호한 용접성을 보장하기 위해, 탄소 당량 (C_eq) 은 0.44 미만이어야 한다. 본 강들에서의 탄소 당량은 다음과 같이 규정된다:

C_eq = C + Mn/6 + (Cr+Mo+V)/5 + (Ni+Cu)/15

따라서, 0.28 wt% 의 C 함량 및 1 또는 2 wt% 의 Mn 함량에서, 용접 무결성 (weld integrity) 은 용인될 수 없다고 결정된다. 본 예들은, Ceq 를 감소시키고 또한 강도 및 연성 요구를 충족시키도록 설계된다. 높은 탄소 함량은 강도를 증가시키기에 이롭지만, 용접성을 악화시킨다. 탄소 당량 식에 따르면, Mn 은 용접성을 악화시키는 다른 요소이다. 따라서, 동기부여는, 충분한 초고강도를 획득하고 또한 Mn 함량이 UTS 에 미치는 영향을 연구하기 위해, 특정 양의 탄소 함량 (적어도 0.28%) 을 유지시키는 것이다. 본 발명자들은 초고강도 레벨을 유지하면서 용접성을 향상시키기 위해 Mn 함량을 감소시키는 것을 고려한다.

열 준비

표 10 은 예 3 의 조사 강들의 화학 조성을 보여준다. 합금 설계는 C 함량 및 B 첨가가 최종 어닐링 제품의 인장 특성에 미치는 영향의 이해를 포함하였다.

실험실에서 5 개의 45 ㎏ 슬래브 (각 합금으로 하나씩) 를 주조하였다. 3 시간 동안 1230 ℃ 에서의 재가열 및 오스테나이트화 후, 실험실 밀에서 슬래브들을 두께 63 ㎜ 로부터 20 ㎜ 로 열간 압연하였다. 다듬질 온도는 약 900 ℃ 이었다. 열간 압연 후, 플레이트들을 공랭시켰다.

열간 압연 및 미세조직/인장 강도 조사

실온 인장 시험을 위해 각 열간 압연 강 (또한 "핫 밴드" 로도 알려져 있음) 으로부터 3 개의 JIS-T 표준 시편을 제조하였다. 길이방향 단면의 1/4 두께 위치에서의 주사형 전자 현미경 (SEM) 으로써 핫 밴드의 미세조직 캐릭터리제이션을 행하였다.

냉간 압연 및 어닐링 시뮬레이션

모든 실험 강에 대해, 소킹, 퀀칭 온도, 및 어닐링 동안의 소킹과 퀀칭 온도의 상이한 조합의 비교가 강의 기계적 특성에 미치는 영향을 조사하였다. 도 16a ~ 16c 에 어닐링 사이클을 개략적으로 나타낸다. 도 16a 는 830 ℃ ~ 870 ℃ 의 다양한 소킹 온도를 갖는 어닐링 사이클을 보여준다. 도 16b 는 780 ℃ ~ 840 ℃ 의 다양한 퀀칭 온도를 갖는 어닐링 사이클을 보여준다. 도 16c 는 소킹 온도 및 퀀칭 온도의 다양한 조합을 갖는 어닐링 사이클을 보여준다.

소킹 온도의 영향

퀀칭 온도의 영향

어닐링 사이클의 상이한 조합의 영향

어닐링 사이클은 냉간 압연 강을 각각 100 초간 790 ℃, 810 ℃ 및 830 ℃ 로 재가열하는 것, 다양한 퀀칭 온도 (각각 770 ℃, 790 ℃ 및 810 ℃) 로 즉시 냉각시키는 것, 40 초간 등온 유지시키는 것, 그리고 후속하는 워터 퀀칭을 포함한다. 그리고 나서, 강을 100 초간 200 ℃ 로 재가열한 후 공랭시켜서, 과시효 처리를 시뮬레이션하였다.

어닐링 강의 인장 특성 및 굽힘성

실온 인장 시험을 위해 각 어닐링된 밴드로부터 ASTM-T 표준 인장 시편을 제조하였다. 굽힘 시험을 위해, 하나의 어닐링 사이클에 의해 처리된 샘플을 선택하였다. 이 어닐링 사이클은, 콜드 밴드 (두께 약 1.0 ㎜) 를 100 초간 850 ℃ 까지 재가열, 810 ℃ 로 즉시 냉각, 퀀칭 온도에서 40 초간 등온 유지, 후속하여 워터 퀀칭을 수반하였다. 그리고 나서, 강을 100 초간 200 ℃ 로 재가열한 후 공랭시켜서, 과시효 처리를 시뮬레이션하였다. 굽힘성 캐릭터리제이션을 위해, 압연 방향을 따른 90°자유 V-굽힘 시험을 채용하였다. 본 연구에서, 다이 반경의 범위는 0.25 ㎜ 증분으로 2.75 ㎜ 로부터 4.00 ㎜ 까지 변경되었다. 굽힘 시험 후에 샘플 표면을 10배 확대하여 관찰하였다. 0.5 ㎜ 보다 더 작은 외부 굽힘 표면에서의 샘플의 균열 길이를 "미세 균열" 로 고려하고, 0.5 ㎜ 보다 더 큰 균열을 실패로서 고려하였다. 임의의 길이의 보이는 균열이 없는 샘플을 "시험 통과" 로서 식별된다.

핫 밴드의 미세조직 및 인장 특성

도 17a ~ 17e 는 열간 압연 및 580 ℃ 에서의 모사 코일링 후의 열간 압연 강 (0.28 ~ 0.36% C) 의 1000배 SEM 현미경사진이다. 탄소 함량의 증가 및 붕소의 첨가는 마텐자이트 체적 분율의 증가로 이어졌고, 이는 경화능을 증가시킴에 있어서의 C 및 B 의 역할에 기인될 수 있다. 도 17a 는 0.28C 를 갖는 강의 SEM 이다. 도 17b 는 0.28C-0.002B 를 갖는 강의 SEM 이다. 도 17c 는 0.32C 를 갖는 SEM 이다. 도 17d 는 0.32C-0.002B 를 갖는 강의 SEM 이다. 도 17e 는 0.36C 를 갖는 강의 SEM 이다.

(열간 압연 및 580 ℃ 에서의 모사 코일링 후) 실온에서의 실험 강들의 대응 인장 특성이 도 18a 및 도 18b 에 도시되어 있다. 도 18a 는 붕소를 갖는 그리고 붕소를 갖지 않는 경우의 합금의 강도 대 탄소 함량를 보여준다. 도 18b 는 붕소를 갖는 그리고 붕소를 갖지 않는 경우의 합금의 연성 대 탄소 함량를 보여준다. 0.28% 로부터 0.36% 로의 탄소 함량의 증가는 529 ㎫ 로부터 615 ㎫ 로의 극한 인장 강도의 증가 및 374 ㎫ 로부터 417 ㎫ 로의 항복 강도의 증가로 이어졌다. 총 연신율 및 균일 연신율은 각각 29% 와 15% 로 유사하게 유지되었다. 0.28 및 0.32% C 강에의 0.002% 붕소의 첨가는 약 40 ㎫ 의 UTS 의 증가를 발생시켰다.

도 19a ~ 19e 는 열간 압연 및 660 ℃ 에서의 모사 코일링 후의 열간 압연 강 (0.28 ~ 0.36% C) 의 1000배 SEM 현미경사진이다. 도 19a 는 0.28C 를 갖는 강의 SEM 이다. 도 19b 는 0.28C-0.002B 를 갖는 강의 SEM 이다. 도 19c 는 0.32C 를 갖는 강의 SEM 이다. 도 19d 는 0.32C-0.002B 를 갖는 강의 SEM 이다. 도 19e 는 0.36C 를 갖는 강의 SEM 이다. 붕소의 첨가는 약간의 입자 조대화로 이어졌고, 이는 냉각 동안에 상 변태를 지연시키는 B 에 기인될 수도 있다. 따라서, B 첨가 강의 경우 비교적 조대한 오스테나이트 입자 크기를 갖는 오스테나이트 영역에서 다듬질 압연이 일어났고, 조대한 오스테나이트가 조대한 페라이트-펄라이트 미세조직으로 직접 변태되었다.

(열간 압연 및 660 ℃ 에서의 모사 코일링 후) 실온에서의 대응 인장 특성이 도 20a 및 도 20b 에 도시되어 있다. 도 20a 는 붕소를 갖는 그리고 붕소를 갖지 않는 경우의 합금의 강도 대 탄소 함량를 보여준다. 도 20b 는 붕소를 갖는 그리고 붕소를 갖지 않는 경우의 합금의 연성 대 탄소 함량를 보여준다. 0.28 % 로부터 0.36 % 로의 탄소 함량의 증가는 인장 특성에 크게 영향을 주지 않았다. 0.28 및 0.32 % C 강에의 0.002 % 붕소의 첨가는 강도를 약간 감소시켰고, 이는 입자 조대화 때문일 수도 있다. 관찰된 강 레벨에 기초하여, 강은 어떠한 어려움 없이 가벼운 게이지로 용이하게 냉간 압연되어야 한다.

코일링 온도가 인장 특성에 미치는 영향

도 18a ~ 18b 및 도 20a ~ 20b 의 인장 특성과 비교하여, 580 ℃ 로부터 660 ℃ 로의 코일링 온도의 증가는 강도의 감소 및 연성의 증가로 이어졌고, 이는 증가된 냉간 압하 가능성 및 강화된 게이지-폭 능력에 유리하게 기여한다. 0.28% 로부터 0.36% 로의 C 함량의 증가 및 베이스 강에의 B 의 첨가는 580 ℃ 에 비해 660 ℃ 의 더 높은 코일링 온도에서 강의 인장 특성에 덜 영향을 미친다. 실험실에서 660 ℃ 에서의 코일링의 영향을 연구하는 목적은 코일링 온도가 핫 밴드 강도와 냉간 압연 및 어닐링된 마텐자이트 강의 강도 쌍방에 미치는 영향을 이해하는 것이었다.

어닐링 시뮬레이션 후의 강의 인장 특성

소킹 온도 (830 ℃, 850 ℃ 및 870 ℃) 의 영향

도 21a ~ 21d 는 소킹 온도 (830 ℃, 850 ℃ 및 870 ℃), 코일링 온도 (580 ℃ 및 660 ℃), 및 합금 조성 (C 함량, 및 베이스 강에의 B 첨가) 이 어닐링 시뮬레이션 후의 강의 인장 특성에 미치는 영향을 보여준다. 도 21a 및 도 21b 는 각각 상이한 소킹 온도 그리고 580 ℃ 및 660 ℃ 의 코일링 온도에서의 5 개의 합금의 강도를 보여준다. 도 21c 및 도 21d 는 각각 상이한 소킹 온도 그리고 580 ℃ 및 660 ℃ 의 코일링 온도에서의 5 개의 합금의 연성을 보여준다. 실험실에서 830 및 850 ℃ 의 소킹 온도에서 0.32 및 0.36 % C 강 조성을 이용하여 2000 내지 2100 초과 ㎫ 의 UTS 레벨 및 3.5-5.0 % 의 TE 를 갖는 마텐자이트 강이 획득될 수 있음을 알 수 있다. 870 ℃ 로부터 850 ℃ 로의 소킹 온도의 감소는 대부분의 강들에 대해 강도를 약간 증가시켰다. 코일링 온도의 증가는 강도에 큰 영향을 미치지 않았지만, 대부분의 경우에 연성을 약간 향상시켰다. 0.28 % 로부터 0.36 % 로의 C 함량의 증가는 대략 200 ㎫ 의 UTS 를 증가시켰다. 베이스 강에의 0.002 % B 의 첨가는 580 ℃ 의 더 낮은 코일링 온도의 경우에는 강도의 감소로 이어졌지만, 660 ℃ 의 코일링 온도의 경우에는 그러하지 않았다. 코일링 온도에 상관없이 B 첨가가 연성에 미치는 큰 영향이 없었다.

퀀칭 온도 (780 ℃, 810 ℃ 및 840 ℃) 의 영향

도 22a ~ 22d 는 퀀칭 온도 (780 ℃, 810 ℃ 및 840 ℃), 코일링 온도 (580 ℃ 및 660 ℃), 및 합금 조성 (C 함량, 및 베이스 강에의 B 첨가) 이 어닐링 시뮬레이션 후의 강의 인장 특성에 미치는 영향을 보여준다. 도 22a 및 도 22b 는 각각 상이한 퀀칭 온도 그리고 580 ℃ 및 660 ℃ 의 코일링 온도에서의 5 개의 합금의 강도를 보여준다. 도 22c 및 도 22d 는 각각 상이한 퀀칭 온도 그리고 580 ℃ 및 660 ℃ 의 코일링 온도에서의 5 개의 합금의 연성을 보여준다. 실험실에서 870 ℃ 의 소킹 온도 및 다양한 퀀칭 온도에서 0.36 % C 를 갖는 강을 이용하여 2100 ㎫ 에 인접한 또는 2100 ㎫ 을 초과하는 UTS 및 3.5-5.0 % 의 TE 를 갖는 마텐자이트 강이 획득될 수 있음을 알 수 있다. 도 21a 및 도 21b 의 결과들을 비교하여, 0.36 % C 뿐만 아니라 0.32 % C 을 또한 갖는 강은 830 및 850 ℃ 의 소킹 온도에서 2000-2100 ㎫ 의 UTS 레벨 및 3.5-5.0 % 의 TE 를 획득하도록 열처리될 수 있었다. 따라서, 약 850 ℃ 의 소킹 온도가 최적의 기계적 특성을 획득하는데 도움을 줄 수 있다. 840 ℃ 로부터 780 ℃ 로의 퀀칭 온도의 감소는 B 의 첨가 및 코일링 온도에 상관없이 0.32 및 0.36 % C 를 갖는 강의 경우 인장 특성에 주된 영향을 미치지 않았다. 그렇지만, 0.28 % C 를 갖는 강의 경우 840 ℃ 로부터 780 ℃ 로의 퀀칭 온도의 감소 (580 ℃ 의 코일링 온도) 는 B 첨가가 존재하지 않았던 때에 100 ㎫ 만큼의 강도의 감소로 이어졌고, 이러한 영향은 B 첨가가 존재하였던 때에 덜 분명하게 되었고, 즉 단지 40 ㎫ 증가하였다. 이는 B 첨가가 특히 비교적 낮은 C 함량을 갖는 강의 경우에 인장 특성의 안정화에 이롭다는 것을 보여주었다. 0.28 % 로부터 0.36 % 로의 C 함량의 증가는, 특히 660 ℃ 의 더 높은 코일링 온도의 경우, 연성의 명확한 변화 없이 대략 200-300 ㎫ 의 UTS 증가를 발생시켰다. 전반적으로, 580 ℃ 에서의 코일링 후의 강에 비해, 660 ℃ 에서 코일링된 강의 인장 특성은 퀀칭 온도에 덜 민감하였다.

도 23a ~ 23d 는 조성 및 어닐링 사이클이 인장 강도 (23a ~ 23b) 에 그리고 연성 (23c ~ 23d) 에 미치는 영향을 보여준다. 도 23a 및 도 23b 는 각각 3 개의 상이한 소킹/퀀칭 온도 쌍들 (790 ℃/770 ℃, 810 ℃/790 ℃, 및 830 ℃/810 ℃) 및 580 ℃ 와 660 ℃ 의 코일링 온도에서의 5 개의 합금의 강도를 보여준다. 도 23c 및 도 23d 는 각각 3 개의 상이한 소킹/퀀칭 온도 쌍들 및 580 ℃ 와 660 ℃ 의 코일링 온도에서의 5 개의 합금의 연성을 보여준다. 790 ℃ 의 소킹 온도 및 770 ℃ 의 퀀칭 온도에서 처리된 강은 최저 강도를 보여주었고, 이는 790 ℃ 소킹 온도에서의 불완전한 오스테나이트화에 기인할 수 있다. 도 24a ~ 24d 는, 660 ℃ 에서 코일링, 냉간 압연, 그리고 790 ℃/770 ℃ 의 소킹/퀀칭 온도 쌍을 이용하여 어닐링된 5 개의 합금 중 4 개의 현미경사진이다. 볼 수 있는 것처럼, 4 개의 강 조성물 모두에서 어닐링 사이클 후에 페라이트가 형성되었다. 유사하게, 도 24e ~ 24h 는 810 ℃/790 ℃ 의 소킹/퀀칭 온도 쌍을 이용하여 어닐링된 5 개의 합금 중 4 개의 현미경사진이다. 0.28 % C 및 0.32 % C 를 갖는 강의 경우 페라이트 형성을 여전히 관찰할 수 있다. C 함량의 증가는 경화능을 증가시켜서, 동일한 어닐링 사이클에서 페라이트가 덜 형성된다. 마지막으로, 도 24i ~ 24l 은 830 ℃/810 ℃ 의 소킹/퀀칭 온도 쌍을 이용하여 어닐링된 5 개의 합금 중 4 개의 현미경사진이다. 대부분의 강은 이 온도들에서의 어닐링 후에 가장 높은 강도를 보여주며, 이는 거의 완전히 마텐자이트 미세조직이 획득되기 때문일 수도 있다.

어닐링 시뮬레이션 후의 강의 굽힘성

표 11 은 C 및 B 가 50% 냉간 압연 및 580 ℃ 에서의 모사 코일링 후의 어닐링 후의 강의 인장 특성 및 굽힘성에 미치는 영향을 요약한다. 어닐링 프로세스는 콜드 밴드 (두께 약 1.0 ㎜) 를 100 초간 850 ℃ 까지 재가열, 810 ℃ 로 즉시 냉각, "퀀칭" 온도에서 40 초간 등온 유지, 후속하여 워터 퀀칭으로 구성되었다. 그리고 나서, 강을 100 초간 200 ℃ 로 재가열한 후 공랭시켜서, 과시효 처리 (OA) 를 시뮬레이션하였다. 표 11 에 보여진 것처럼, 합금 조성을 변경함으로써 1830 ~ 2080 ㎫ 의 극한 인장 강도를 갖는 강을 제조하는 것이 가능하였다.

예 1 및 예 2 와의 비교 - 0.28% C 를 갖는 강의 경우 망간의 영향

0.28 % C 및 1.0 % / 2.0 % Mn 을 갖는 강을 상기한 예 1 및 예 2 에 나타내었다. 이제, Mn (0.5 % ~ 2.0 %) 이 인장 특성에 미치는 영향을 조사하기 위해, 이 강들을, 0.28% C 및 0.5% Mn 을 함유하는 강과 비교한다. 강들의 상세한 화학 조성을 표 12 에 나타낸다.

표 13 은, 0.5 % ~ 2.0 % Mn 을 갖고 열간 압연 및 580 ℃ 에서의 모사 코일링 후에 Ti 및 B 가 첨가된 강들의 인장 특성을 보여준다. Ti 가 첨가된 강의 경우, 0.5 % 로부터 1.0 % 로의 Mn 함량의 증가는 항복 강도와 인장 강도 및 항복비 쌍방을 증가시켰지만, 연성에는 큰 영향을 미치지 않았다. 0.5 % ~ 1.0 % Mn 을 갖는 Ti 첨가 강에의 B 의 첨가는 강도를 증가시켰다. 강 "28C-1.0Mn" 에 비해, Ti 의 첨가는 강도와 항복비 쌍방을 증가시키기에 이로웠고, 이는 Ti 석출 경화의 영향에 기인할 수도 있다. 더 낮은 Mn 함량을 갖는 강은 더 높은 Mn 함량을 갖는 강보다 더 낮은 강도를 보여주었다. 이는 낮은 Mn 강의 경우 더 높은 정도의 냉간 압연을 용이하게 할 수도 있다.

도 25a ~ 25d 는 580 ℃ 에서의 코일링, 냉간 압연 (0.5 및 1.0% Mn 을 갖는 강에 대해 50% 냉간 압연 압하율, 및 2.0% Mn 을 갖는 강에 대해 75% 냉간 압연 압하율) 및 다양한 어닐링 사이클 후의 0.5 % ~ 2.0 % Mn 을 갖는 강의 인장 특성을 보여준다. 도 25a ~ 25d 의 X축은 소킹 및 퀀칭 온도를 나타내고, 즉 870/840 은 870 ℃ 에서의 소킹 및 840 ℃ 에서의 퀀칭을 나타낸다. 850 ℃-810 ℃ (소킹-퀀칭 온도) 및 200 ℃ (과시효) 의 동일한 어닐링 처리에서, 0.5% 로부터 1.0% 로의 Mn 함량의 증가는 Ti 를 갖는 강의 경우 강도에 큰 영향을 미치지 않았지만, Ti 및 B 모두 첨가된 강의 경우 강도가 증가하였고, 연성이 증가하였음을 볼 수 있다. 2.0% 로의 Mn 함량의 추가 증가는 100 ㎫ 이상의 UTS 및 50 ㎫ 이상의 YS 의 확연한 증가, 및 연성의 감소로 이어졌다. 이러한 영향은 870 ℃ 의 높은 소킹 온도에 적용될 수 없었고, 870 ℃ 의 높은 소킹 온도에서 2.0% Mn 을 갖는 강은 강도의 증가를 나타내지 않았다. 이는 2.0% Mn 을 갖는 강은 소킹 온도에 더 민감하다는 것을 나타내는데, 더 높은 어닐링 온도에서의 입자 조대화 때문일 수도 있다. 870 ℃ 의 소킹 온도에서, 0.5% 로부터 1.0% 로의 Mn 의 증가는 810 ℃ 및 780 ℃ 퀀칭 온도에 대해 강도와 연성 모두를 증가시켰다. 0.5 ~ 1.0% Mn 을 갖는 강은 더 넓은 프로세스 윈도우 때문에 제조 동안에 처리하기가 비교적 더 용이할 것이다.

0.5 ~ 2.0% Mn (0.28% C) 을 갖는 어닐링 강의 굽힘성

표 14 는 580 ℃ 에서 미리 코일링된, 어닐링 시뮬레이션 후의 0.5% ~ 2.0% Mn 을 갖는 강들의 인장 특성 및 굽힘성을 보여준다. 강 "28C-0.5Mn-Ti" 는 1900 ㎫ 의 동등한 UTS 레벨에서 강 "28C-1.0Mn-Ti" 보다 더 양호한 굽힘성을 보여주었다 (4.0t 에 비해 3.5t).

여기에 기재된 개시내용은 본 발명의 완전하고 완벽한 개시를 목적으로 상세한 실시형태의 형태로 기재되어 있다는 것과, 그러한 세부가, 첨부된 청구항들에 기재되고 규정되는 본 발명의 참된 범위를 제한하는 것으로서 해석되어서는 안 된다는 것을 이해해야 한다.

Claims

냉간 압연 시트, 밴드 또는 코일 중에서 선택된 냉간 압연 및 어닐링된 마텐자이트 강 합금에 있어서,
상기 냉간 압연 시트, 밴드 또는 코일은 합금으로 구성되며, 상기 합금은,
0.22 ~ 0.36 wt.% 탄소;
0.5 이상 1.0 미만 wt.% 망간;
0.2 초과 0.205 이하 wt.% 실리콘;
0.02 ~ 0.04 wt.% 알루미늄; 및
나머지 Fe 및 불가피한 불순물로 구성되며,
상기 합금은, 식:
Ceq = C + Mn/6 + (Cr+Mo+V)/5 + (Ni+Cu)/15
를 이용하면, 0.44 미만의 탄소 당량을 갖고,
여기서 Ceq 는 탄소 당량이고,
C, Mn, Cr, Mo, V, Ni, 및 Cu 는 상기 합금 중 원소들의 wt.% 이고,
Cr, Mo, V, Ni, 및 Cu 는 모두 불가피한 불순물의 레벨이며,
상기 합금은 2100 ~ 2200 ㎫ 의 극한 인장 강도를 갖는, 마텐자이트 강 합금.
제 1 항에 있어서,
상기 합금은 적어도 3.5 % 의 총 연신율을 갖는, 마텐자이트 강 합금.
제 2 항에 있어서,
상기 합금은 적어도 5 % 의 총 연신율을 갖는, 마텐자이트 강 합금.
제 1 항에 있어서,
상기 냉간 압연 시트, 밴드 또는 코일은 1 ㎜ 이하의 두께를 갖는, 마텐자이트 강 합금.
제 1 항에 있어서,
상기 합금은 0.22 ~ 0.28 wt.% 탄소를 함유하는, 마텐자이트 강 합금.
제 1 항에 있어서,
상기 합금은 0.28 ~ 0.36 wt.% 탄소를 함유하는, 마텐자이트 강 합금.