KR20120011309A

KR20120011309A - 동합금 판재 및 그 제조 방법

Info

Publication number: KR20120011309A
Application number: KR1020107011027A
Authority: KR
Inventors: 도모쯔구 아오야마; 아끼라 스가와라
Original assignee: 도와 메탈테크 가부시키가이샤
Priority date: 2009-05-19
Filing date: 2009-05-21
Publication date: 2012-02-07
Also published as: US9284628B2; JP2010270355A; US20120049130A1; KR101579629B1; JP5466879B2; WO2010134210A1

Abstract

0.1 내지 5질량％의 Ni와 0.1 내지 5질량％의 Sn과 0.01 내지 0.5질량％의 P를 포함하고, 잔량부가 Cu 및 불가피 불순물인 조성을 갖는 동합금 판재에 있어서, 동합금 판재의 압연면에 있어서의 분말 X선 회절법에 의해 측정된 {hkl} 결정면의 배향도를 f_{ _hkl _}로 하면, 2.9 ≤ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420}) ≤ 4.0을 만족시키는 결정 배향을 갖는다.

Description

동합금 판재 및 그 제조 방법{COPPER ALLOY SHEET AND METHOD FOR PRODUCING SAME}

본 발명은 동합금 판재 및 그 제조 방법에 관한 것으로, 특히 커넥터 등의 전기 전자 부품에 사용하는 Cu-Ni-Sn-P계 동합금 판재 및 그 제조법에 관한 것이다.

커넥터, 리드 프레임, 릴레이, 스위치 등의 통전 부품으로서 전기 전자 부품에 사용되는 재료에는, 통전에 의한 줄 열의 발생을 억제하기 위해 양호한 도전성을 갖는 것이 요구되는 동시에, 전기 전자 기기의 조립 시나 작동 시에 부여되는 응력에 견딜 수 있는 높은 강도를 갖는 것이 요구된다. 또한, 커넥터 등의 전기 전자 부품은 일반적으로 프레스 펀칭 후에 굽힘 가공에 의해 성형되므로, 우수한 굽힘 가공성을 갖는 것도 요구된다. 또한, 커넥터 등의 전기 전자 부품 사이의 접촉 신뢰성을 확보하기 위해, 접촉 압력이 시간과 함께 저하되는 현상(응력 완화)에 대한 내구성, 즉 내응력 완화 특성에 우수한 것도 요구된다.

최근, 커넥터 등의 전기 전자 부품은 고집적화, 소형화 및 경량화가 진행되는 경향에 있고, 그것에 수반하여, 그 소재인 동이나 동합금의 판재에는 박육화의 요구가 높아지고 있다. 그로 인해, 그 소재에 요구되는 강도 레벨은 한층 엄격한 것으로 되어 있다. 특히, 자동차용 커넥터 등은 심한 진동이 반복해서 부하되는 환경에서 사용되므로, 그 소재에는 피로 파괴가 발생하기 어려운 성질, 즉 높은 피로 강도를 갖는 것이 요구된다.

또한, 커넥터 등의 전기 전자 부품의 소형화나 형상의 복잡화에 대응하기 위해서는, 굽힘 가공품의 형상이나 치수 정밀도를 향상시키는 것이 요구되고 있다. 그로 인해, 최근에는 소재의 굽힘 가공을 실시하는 부위에 노치를 부여하는 가공(노칭)을 실시하고, 그 후, 그 노치를 따라서 굽힘 가공을 행하는, 소위 노칭 후 굽힘 가공법을 적용하는 경우가 많아지고 있다. 그러나, 이 노칭 후 굽힘 가공법은, 노칭에 의해 노치부의 근방이 가공 경화되므로, 그 후의 굽힘 가공에 있어서 균열이 발생하기 쉬워진다. 그로 인해, 노칭 후 굽힘 가공법은 재료에 있어서 매우 엄격한 굽힘 가공이지만, 커넥터 등의 전기 전자 부품의 소재에서는, 일반적으로 압연 방향(LD) 및 판 두께 방향으로 수직인 방향(TD)을 굽힘축으로 하는 굽힘 가공이 행해지고 있다.

또한, 커넥터 등의 전기 전자 부품이 가혹한 환경에서 사용되는 경우가 많아짐에 따라서, 그 소재인 동합금 판재에는 내응력 완화 특성에 대한 요구도 엄격하게 되어 있다. 예를 들어, 자동차용 커넥터와 같이 고온에 노출되는 환경 하에서 사용되는 경우에는 내응력 완화 특성이 특히 중요해진다. 또한, 응력 완화라 함은, 커넥터 등의 전기 전자 부품을 구성하는 소재의 스프링부의 접촉 압력이, 상온에서는 일정한 상태로 유지되어도, 비교적 고온(예를 들어, 100 내지 200℃)의 환경 하에서는 시간과 함께 저하된다고 하는, 일종의 크리프 현상이다. 즉, 금속 재료에 응력이 가해지고 있는 상태에 있어서, 매트릭스를 구성하는 원자의 자기 확산이나 고용 원자의 확산에 의해 전위가 이동하여, 소성 변형이 발생함으로써, 부여되어 있는 응력이 완화되는 현상이다.

그러나, 일반적으로 동합금 판재에서는 강도와 도전성 사이, 강도와 굽힘 가공성 사이, 굽힘 가공성과 내응력 완화 특성 사이에는, 각각 트레이드 오프의 관계가 있으므로, 종래, 이와 같은 커넥터 등의 통전 부품에 사용되는 재료로서, 용도에 따라서 도전성, 강도, 굽힘 가공성 또는 내응력 완화 특성이 양호한 판재를 적절하게 선택하여 사용하고 있다.

동합금 판재 중에서, 도전성, 강도, 굽힘 가공성 및 내응력 완화 특성의 밸런스가 좋고 또한 제조하기 쉬운 판재로서, Cu-Ni-Sn-P계 동합금 판재가 있다. 이 Cu-Ni-Sn-P계 합금 판재에서는 Sn과 Ni에 의한 동합금 판재의 고용 강화 작용에 추가하여, Ni-P계 석출물을 미세하게 분산시킴으로써 상기한 각 특성의 향상이 도모되어 있고, 커넥터 등의 전기 전자 부품에 사용되는 재료로서, 다양한 Cu-Ni-Sn-P계 동합금 판재가 제안되어 있다(예를 들어, 일본 특허 출원 공개 평4-154942호 공보, 일본 특허 출원 공개 평4-236736호 공보, 일본 특허 출원 공개 평10-226835호 공보, 일본 특허 출원 공개 제2000-129377호 공보, 일본 특허 출원 공개 제2000-256814호 공보, 일본 특허 출원 공개 제2001-262255호 공보, 일본 특허 출원 공개 제2001-262297호 공보, 일본 특허 출원 공개 제2002-294368호 공보 참조).

또한, {420}면을 주방위 성분으로 하는 집합 조직을 발달시켜 노칭 후 굽힘 가공법에 최적화한 Cu-Ni-Sn-P계 동합금 판재(예를 들어, 일본 특허 출원 공개 제2008-231492호 공보 참조), Brass 방위의 발달을 억제하여 내응력 완화 특성이나 굽힘 가공성 등을 향상시킨 Cu-Ni-Sn-P계 동합금 판재(예를 들어, 일본 특허 출원 공개 제2009-62592호 공보 참조), 고강도 동합금인 Cu-Ni-Si계 동합금(소위, 콜슨 합금)의 판재에 있어서 {100}면을 주방위 성분으로 하는 집합 조직을 발달시켜 굽힘 가공성이나 프레스 펀칭성을 향상시킨 동합금 판재(예를 들어, 일본 특허 출원 공개 제2000-80428호 공보, 일본 특허 출원 공개 제2000-73130호 공보 참조) 등이 제안되어 있다. 이들 동합금 판재는 압연면에 있어서의 특성의 이방성(異方性)을 피해, 강도와 굽힘 가공성의 밸런스를 유지하도록 설계되어 있다.

Cu-Ni-Sn-P계 동합금 판재는 비교적 높은 강도(500 내지 600㎫의 인장 강도)와 도전율(30 내지 55％ IACS)을 갖고, 강도와 도전성의 밸런스에 우수하다. 또한, Cu-Ni-Sn-P계 동합금 판재의 내응력 완화 특성은 황동이나 인청동 등의 일반적인 고용 강화형 동합금의 판재의 내응력 완화 특성에 비해 각별히 우수하고, Cu-Ni-Si계 동합금(소위, 콜슨 합금)이나 Cu-Ti계 동합금 등의 석출 강화형 동합금의 판재의 내응력 완화 특성에 비해서도 동등 이상이다. 또한, Cu-Ni-Sn-P계 동합금 판재는 굽힘 가공성도 우수하여, 자동차용 커넥터 등의 재료에 적합하다.

또한, Cu-Ni-Sn-P계 동합금 판재는, 기본적으로 고용 강화형 합금의 판재이고, 석출 강화나 주조 조직의 미세화 등을 위해, Si, Ti, Mg, Zr 등의 이산화성(易酸化性) 원소를 첨가하는 경우라도 그 첨가량을 적게 할 수 있으므로, 일반적으로 양호한 주조성을 갖는다. 또한, 석출 강화형 동합금의 판재를 제조하는 경우에 필요한 용체화 처리나 시효 처리 등의 복잡한 열처리 공정을 생략할 수도 있으므로, 비교적 저비용으로 제조할 수 있다.

그러나, 최근의 커넥터 등의 전기 전자 부품의 박육화나 소형화에 대한 엄격한 요구에 따르기 위해서는, Cu-Ni-Sn-P계 동합금 판재의 강도 레벨을 한층 높일 필요가 있다. 예를 들어, 인장 강도 600㎫ 이상, 또한 650㎫ 이상 등의 고강도의 판재가 요구되는 경우에는, 종래의 Cu-Ni-Sn-P계 동합금으로는 우수한 내응력 완화 특성과 굽힘 가공성을 유지하면서, 제조 비용을 증대시키지 않고 고강도화하는 것은 매우 곤란하다.

Cu-Ni-Sn-P계 동합금 판재를 고강도화하는 일반적인 방법으로서, Ni나 Sn 등의 용질 원소를 다량으로 첨가하는 방법이나, 마무리 압연(조질 처리)율을 증대시키는 방법 등이 있다. 그러나, 용질 원소를 다량으로 첨가하는 방법에서는, 도전율을 현저하게 저하시키는 동시에, 비교적 고가인 Ni나 Sn 등의 첨가량이 증가하여 경제적으로 불리해진다. 또한, 마무리 압연율을 증대시키는 방법에서는, 가공 경화가 높아짐에 따라서 굽힘 가공성이 저하된다. 그로 인해, 강도 레벨과 도전성 레벨이 높아도, 박스 벤딩이 필요해지는 암형 단자 등의 전기 전자 부품에 사용할 수 없게 되는 경우가 있다. 한편, Ni나 P 등의 석출물의 양에 기여하는 원소를 다량으로 첨가하는 방법도 있지만, 이들 원소를 다량으로 첨가함으로써, 조대한 석출물이 형성되어 크랙 발생의 기점으로 되어, 굽힘 가공성이나 피로 강도의 저하를 초래하는 경우가 있다. 또한, 이들 원소를 다량으로 첨가해도 미세한 석출물이 형성되도록 제어하고자 하면, 열처리의 횟수를 많게 하거나, 제조 조건이 한정되어, 제조 비용이 증대된다.

동합금 판재의 굽힘 가공성을 향상시키기 위해서는, 일반적으로 결정립을 미세화하는 방법이 채용되고 있다. 동합금 판재의 결정 입경이 작을수록, 단위 체적당에 존재하는 결정립계의 면적이 커진다. 결정립계는 굽힘 가공 시에 입계 미끄럼(grain boundary sliding)이나 입계의 양측의 결정립의 회전을 가능하게 하는 계면으로서 기능하므로, 그 계면의 면적이 클수록, 국부적인 응력 집중이 회피되어, 굽힘 가공성이 향상되는 경향으로 된다. 그러나, 결정립 미세화에 의한 결정립계의 면적의 증대는 크리프 현상의 일종인 응력 완화를 조장하는 요인이 된다. 특히, 차량 탑재용 커넥터 등과 같이 고온 환경에서 사용되는 경우에는, 원자의 입계에 따른 확산 속도가 입자 내보다 현저하게 빠르므로, 결정립 미세화에 의한 내응력 완화 특성의 저하는 중대한 문제가 된다. 또한, 결정립계는 반복 굽힘 변형 시에 전위의 축적 장소로서 작용하여, 가공 경화를 일으키므로, 피로 파괴의 기점으로 되는 경우가 있다. 이와 같은 온도 환경 하에서는, 결정립 미세화는 반드시 피로 강도의 향상에 적합하다고는 할 수 없다. 또한, 차량 탑재용 커넥터는 그 접속 개소나 접속의 방법 등에 의해, 엔진의 진동의 영향을 받아, 전선 코킹부나 그 주변에서 피로 파괴를 일으키는 경우가 있다. 이와 같은 피로 파괴는 전선의 코킹을 견고하게 하거나, 전선과 커넥터의 밀착성을 양호하게 하기 위해 세레이션을 성형하는 동시에, 전선을 찌부러 뜨리면서 코킹하는 공법에 의해, 가공 경화와 부분적인 응력 집중 개소가 발생함으로써 일어난다. 또한, 암형 단자의 스프링부는 180° 굽힘에 의해 가공 경화가 심한데다가 미세 폭이기 때문에, 진동에 의한 피로나 열에 의한 응력 완화에 의해 접촉 압력이 저하되므로, 치명적인 문제로 발전할지도 모른다. 이들 문제를 해결하기 위해, 커넥터의 구조나 하우징 등에 의한 지지 구조를 개량하거나, 전선의 진동 방지 등의 대책을 강구하고 있지만, 커넥터의 소재의 특성을 향상시키는 것은 비용면이나 설계의 자유도로부터 크게 기대되고 있다. 따라서, 세레이션이나 코킹부에 있어서의 과도한 가공 경화를 방지하기 위해, 커넥터의 소재가 적절한 집합 조직을 갖도록 하는 방법은 가공 경화를 적절하게 억제하므로, 유효하다고 생각된다.

최근, 강도와 굽힘 가공성을 동시에 해결하는 방법으로서, 소정의 집합 조직을 발달시키는 방법이나 소정의 집합 조직의 발달을 억제하는 방법이 제안되어 있다. 예를 들어, 일본 특허 출원 공개 제2008-231492호 공보에 개시된 {420}면을 주방위 성분으로 하는 집합 조직을 발달시키는 방법이나, 일본 특허 출원 공개 제2009-62592호 공보에 개시된 Brass 방위의 발달을 억제하는 방법 등이 제안되어 있다. 그러나, {420}면을 주방위 성분으로 하는 집합 조직을 발달시키는 방법에서는, 최종 제품으로서의 판재를 얻을 때까지 열처리의 횟수가 극단적으로 제한되므로, 압연 공정에 있어서의 제조 부하가 높아진다고 하는 문제가 있고, 또한 Brass 방위의 발달을 억제하는 방법에서는 마무리 압연에 있어서의 압하율을 높게 할 수 없어, 가공 경화를 이용하여 강도를 충분히 향상시키는 것이 곤란해진다.

이와 같이, Cu-Ni-Sn-P계 동합금 판재에 있어서, 강도와 피로 강도를 더욱 향상시키면서 굽힘 가공성과 내응력 완화 특성을 동시에 향상시키는 것은 곤란했다. 특히, 최근의 자동차용 커넥터 등의 전기 전자 부품의 엄격한 사용 환경에 대응하기 위해서는, 강도, 도전율, 굽힘 가공성 및 내응력 완화 특성에 우수하고, 또한 피로 파괴를 일으키기 어려운 동합금 판재를 제조하는 것이 요망되고 있다.

따라서, 본 발명은 상술한 종래의 문제점을 감안하여, 강도, 도전율, 피로 강도, 굽힘 가공성 및 내응력 완화 특성을 동시에 고레벨로 향상시킨 동합금 판재 및 그 제조 방법을 제공하는 것을 목적으로 한다.

본 발명자들은 상기 과제를 해결하기 위해 예의 연구한 결과, 0.1 내지 5질량％의 Ni와 0.1 내지 5질량％의 Sn과 0.01 내지 0.5질량％의 P를 포함하고, 잔량부가 Cu 및 불가피 불순물인 조성을 갖는 동합금 판재에 있어서, 동합금 판재의 압연면에 있어서의 분말 X선 회절법에 의해 측정된 {hkl} 결정면의 배향도를 f_{ _hkl _}로 하면, 2.9 ≤ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420}) ≤ 4.0을 만족시키는 결정 배향을 갖도록 함으로써, 강도, 도전성, 피로 강도, 굽힘 가공성 및 내응력 완화 특성을 동시에 고레벨로 향상시킨 동합금 판재를 제조할 수 있는 것을 발견하여, 본 발명을 완성하는 데 이르렀다.

즉, 본 발명에 의한 동합금 판재는 0.1 내지 5질량％의 Ni와 0.1 내지 5질량％의 Sn과 0.01 내지 0.5질량％의 P를 포함하고, 잔량부가 Cu 및 불가피 불순물인 조성을 갖는 동합금 판재에 있어서, 동합금 판재의 압연면에 있어서의 분말 X선 회절법에 의해 측정된 {hkl} 결정면의 배향도를 f_{ _hkl _}로 하면, 2.9 ≤ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420}) ≤ 4.0을 만족시키는 결정 배향을 갖는 것을 특징으로 한다.

이 동합금 판재는 3질량％ 이하의 Fe, 5질량％ 이하의 Zn, 1질량％ 이하의 Mg, 1질량％ 이하의 Si 및 2질량％ 이하의 Co로 이루어지는 군으로부터 선택되는 1종 이상의 원소를 더 포함하는 조성을 가져도 좋다. 또한, 동합금 판재가 Cr, B, Zr, Ti, Mn 및 V로 이루어지는 군으로부터 선택되는 1종 이상의 원소를 합계 3질량％ 이하의 범위에서 더 포함하는 조성을 가져도 좋다.

또한, 본 발명에 의한 동합금 판재의 제조 방법은 0.1 내지 5질량％의 Ni와 0.1 내지 5질량％의 Sn과 0.01 내지 0.5질량％의 P를 포함하고, 잔량부가 Cu 및 불가피 불순물인 조성을 갖는 동합금의 원료를 용해하여 주조하는 용해ㆍ주조 공정과, 이 용해ㆍ주조 공정 후에 950℃ 내지 700℃의 온도 영역에서 최초의 압연 패스의 열간 압연을 행하는 동시에 700℃ 미만 내지 350℃의 온도 영역에서 열간 압연을 행하는 열간 압연 공정과, 이 열간 압연 공정 후에 압연율 60％ 이상에서 냉간 압연을 행하는 냉간 압연 공정과, 이 냉간 압연 공정 후에 도달 온도 400 내지 750℃에서 재결정화를 행하는 재결정 어닐링 공정과, 이 재결정 어닐링 공정 후에 압연율 40 내지 95％에서 냉간 압연을 행하는 마무리 냉간 압연 공정을 구비하고, 열간 압연 공정에 있어서, 열간 압연 후의 동합금 판재의 비저항을 ρ_H(μΩㆍ㎝), 동일한 열간 압연 후의 동합금 판재를 900℃에서 30분간 유지한 후에 급냉했을 때의 비저항을 ρ_ST(μΩㆍ㎝), 동합금 판재가 주조 시에 함유하는 P의 농도를 χ_P(질량％)로 하고, 3 ≤ (ρ_ST － ρ_H)/χ_P ≤ 16을 만족시키도록 열간 압연을 행하고, 재결정 어닐링 공정에 있어서, 최종 재결정 어닐링 후의 동합금 판재의 압연면에 있어서 분말 X선 회절법에 의해 측정된 {hkl} 결정면의 배향도를 f_{ _hkl _}로 하고, 2.5 ≤ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420}) ≤ 2.8을 만족시키는 결정 배향을 갖도록, 400 내지 750℃의 온도 영역의 유지 시간 및 도달 온도를 설정하여 열처리를 행하는 것을 특징으로 한다.

이 동합금 판재의 제조 방법에 있어서, 동합금의 원료가, 3질량％ 이하의 Fe, 5질량％ 이하의 Zn, 1질량％ 이하의 Mg, 1질량％ 이하의 Si 및 2질량％ 이하의 Co로 이루어지는 군으로부터 선택되는 1종 이상의 원소를 더 포함하는 조성을 가져도 좋다. 또한, 동합금의 원료가 Cr, B, Zr, Ti, Mn 및 V로 이루어지는 군으로부터 선택되는 1종 이상의 원소를 합계 3질량％ 이하의 범위에서 더 포함하는 조성을 가져도 좋다.

상기한 동합금 판재의 제조 방법에 있어서, 재결정 어닐링 전의 냉간 압연율을 60 내지 95％로 하는 것이 바람직하다. 또한, 마무리 냉간 압연 후에 150 내지 450℃의 저온 어닐링을 행하는 것이 바람직하다. 또한, 열간 압연 공정과 냉간 압연 공정 사이에 있어서, 냉간 압연과 열처리를 이 순서로 반복해도 좋다.

본 발명에 따르면, 강도, 도전율, 피로 강도, 굽힘 가공성 및 내응력 완화 특성을 동시에 고레벨로 향상시킨 동합금 판재 및 그 제조 방법을 제공할 수 있다.

본 발명에 의한 동합금 판재의 실시 형태는 0.1 내지 5질량％의 Ni와 0.1 내지 5질량％의 Sn과 0.01 내지 0.5질량％의 P를 포함하고, 필요에 따라서 3질량％ 이하의 Fe, 5질량％ 이하의 Zn, 1질량％ 이하의 Mg, 1질량％ 이하의 Si 및 2질량％ 이하의 Co로 이루어지는 군으로부터 선택되는 1종 이상의 원소를 포함하고, 또한 필요에 따라서 Cr, B, Zr, Ti, Mn 및 V로 이루어지는 군으로부터 선택되는 1종 이상의 원소를 합계 3질량％ 이하의 범위에서 포함하고, 잔량부가 Cu 및 불가피 불순물인 조성을 갖는 동합금 판재에 있어서, 동합금 판재의 압연면에 있어서의 분말 X선 회절법에 의해 측정된 {hkl} 결정면의 배향도를 f_{ _hkl _}로 하면, 2.9 ≤ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420}) ≤ 4.0을 만족시키는 결정 배향을 갖는다. 이하, 이 동합금 판재 및 그 제조 방법의 실시 형태에 대해 상세하게 설명한다.

[합금 조성]

본 발명에 의한 동합금 판재의 실시 형태는 Cu와 Ni와 Sn과 P를 포함하는 Cu-Ni-Sn-P계 동합금으로 이루어지는 판재, 바람직하게는 Cu-Ni-Sn-P의 4원계 동합금으로 이루어지는 판재이고, 필요에 따라서 Zn, Fe, 그 밖의 원소를 함유해도 좋다.

Ni는 Cu 매트릭스 중에 고용되어, 동합금 판재의 강도, 탄성, 내열성의 향상에 기여한다. 특히, Ni는 P와의 화합물을 형성하여, 도전율의 향상 및 내응력 완화 특성의 향상에 기여한다. Ni 함유량이 0.1질량％ 미만에서는, 이들의 효과를 충분히 발휘시키는 것이 곤란하다. 그로 인해, Ni 함유량은 0.1질량％ 이상으로 할 필요가 있고, 0.3질량％ 이상인 것이 바람직하고, 0.5질량％ 이상인 것이 더욱 바람직하고, 0.7질량％ 이상인 것이 가장 바람직하다. 한편, Ni 함유량이 과잉이면, 도전율이 저하되기 쉽다. 그로 인해, Ni 함유량은 5질량％ 이하로 할 필요가 있고, 3질량％ 이하인 것이 바람직하고, 2질량％ 이하인 것이 더욱 바람직하고, 1.5질량％ 이하인 것이 더욱 바람직하고, 1.2질량％ 미만인 것이 가장 바람직하다.

Sn은 동합금 판재의 고용 강화 효과가 크고, 특히 Ni와 함께 첨가함으로써, 그 효과가 더욱 커진다. 또한, Sn은 동합금 판재의 내응력 완화 특성을 향상시키는 효과를 갖는다. 이들 효과를 충분히 발휘시키기 위해서는, Sn 함유량은 0.1질량％ 이상으로 할 필요가 있고, 0.3질량％ 이상인 것이 바람직하고, 0.5％질량％ 이상인 것이 더욱 바람직하다. 한편, Sn 함유량이 5질량％를 초과하면, 동합금 판재의 도전율이 현저하게 저하되어 버리고, 또한 Sn은 편석되기 쉬운 원소이므로, 열간 압연 시에 균열이 발생하기 쉬워진다. 그로 인해, Sn 함유량은 5질량％ 이하로 할 필요가 있고, 3질량％ 이하인 것이 바람직하고, 2질량％ 이하인 것이 더욱 바람직하다.

P는 Ni와의 석출물을 생성하여, 동합금 판재의 강도와 도전율과 내응력 완화 특성을 동시에 향상시키는 효과를 갖는다. 또한, P는 동합금의 원료를 용해하여 주조할 때의 탈산제로서 작용하여 용탕의 산소 농도를 저하시키는 효과를 갖는다. 이들 효과를 충분히 발휘시키기 위해서는, P 함유량은 0.01질량％ 이상으로 할 필요가 있고, 0.03질량％ 이상인 것이 바람직하고, 0.04질량％ 이상인 것이 더욱 바람직하다. 한편, P 함유량이 0.5질량％를 초과하면, 조대한 Ni-P계 석출물이 생성되거나, 과잉 탈산에 의해 수소 농도가 증대됨으로써, 동합금 판재의 주조 결함이나 열간 압연 시의 균열이 발생하기 쉬워지고, 또한 동합금 판재의 도전율과 굽힘 가공성도 저하되어 버린다. 그로 인해, P 함유량은 0.5질량％ 이하로 할 필요가 있고, 0.2질량％ 이하인 것이 바람직하고, 0.15질량％ 이하인 것이 더욱 바람직하다.

Fe는 P와의 석출물을 생성하고, P 이외에 Ni를 포함한 3원 화합물을 생성하는 경우도 있다. 또한, 미량의 Fe를 첨가함으로써, Fe-P 화합물 또는 Ni-Fe-P 화합물의 핵생성 사이트가 분산되어, 미세한 석출물이 생성되기 쉬워진다. 그러나, Fe 함유량이 과잉이면 석출물의 응집 및 조대화를 초래한다. 그로 인해, 동합금 판재가 Fe를 함유하는 경우에는, Fe 함유량은 3질량％ 이하로 할 필요가 있고, 1질량％ 이하인 것이 바람직하고, 0.5질량％ 이하인 것이 더욱 바람직하다.

Zn은 동합금 판재의 솔더링성 및 강도를 향상시키는 동시에, 주조성을 향상시키는 효과를 갖는다. 또한, Zn을 첨가할 수 있으면, 저렴한 황동 스크랩을 사용할 수 있다는 이점이 있다. 그러나, Zn 함유량이 5질량％를 초과하면, 동합금 판재의 도전성이나 내응력 부식 균열성이 저하되는 요인으로 되기 쉽다. 그로 인해, 동합금 판재가 Zn을 함유하는 경우에는, Zn 함유량은 5질량％ 이하인 것이 바람직하고, 2질량％ 이하인 것이 더욱 바람직하다.

Mg은 동 중에 고용되지만, 일부가 P와의 화합물을 형성한다. 또한, Mg은 동합금 판재의 내응력 완화 특성을 향상시키는 효과와, 탈S 효과를 갖는다. 그러나, Mg은 산화되기 쉬운 원소이므로, Mg 함유량이 1질량％를 초과하면, 동합금 판재의 주조성이 현저하게 저하되어 버린다. 그로 인해, 동합금 판재가 Mg을 함유하는 경우에는, Mg 함유량은 1질량％ 이하인 것이 바람직하고, 0.5질량％ 이하인 것이 더욱 바람직하다.

Co는 P와의 석출물을 생성하는 동시에, 단체(單體)로 석출할 수 있는 원소로, 동합금 판재의 강도와 도전율을 동시에 향상시키는 효과를 갖는다. 그러나, Co는 고가의 원소이므로, Co 함유량이 2질량％를 초과하면, 비용적으로 불리해진다. 그로 인해, 동합금 판재가 Co를 함유하는 경우에는, Co 함유량은 2질량％ 이하인 것이 바람직하고, 1.5질량％ 이하인 것이 더욱 바람직하다.

필요에 따라서 동합금 판재에 첨가하는 그 밖의 원소로서, Cr, B, Zr, Ti, Mn, V 등이 있다. 예를 들어, Cr, B, Zr, Ti, Mn, V는 동합금 판재의 강도를 더욱 높이는 동시에, 응력 완화를 작게 하는 작용을 갖는다. 또한, Cr, Zr, Ti, Mn, V는 동합금 판재에 존재하는 S나 Pb 등의 불가피적 불순물과 고융점 화합물을 생성하기 쉽고, 또한 B, Zr, Ti는 동합금 판재의 주조 조직을 미세화하는 효과를 갖고, 열간 가공성의 향상에 기여할 수 있다. 동합금 판재가 Cr, B, Zr, Ti, Mn 및 V로 이루어지는 군으로부터 선택되는 1종 이상을 함유하는 경우에는, 각 원소를 첨가한 효과를 충분히 얻기 위해, 이들 원소의 총량이 0.001질량％ 이상인 것이 바람직하다. 그러나, 이들 원소의 총량이 3질량％를 초과하면, 동합금 판재의 열간 가공성 또는 냉간 가공성에 나쁜 영향을 미치는 동시에, 비용적으로도 불리해진다. 그로 인해, 이들 원소의 총량은 3질량％ 이하로 할 필요가 있고, 2질량％ 이하인 것이 바람직하고, 1질량％ 이하인 것이 더욱 바람직하고, 0.5질량％ 이하인 것이 가장 바람직하다.

[집합 조직]

일반적으로 모든 판재에 있어서, 강도가 향상됨에 따라서 굽힘 가공성이 저하된다. 그로 인해, 강도와 굽힘 가공성을 밸런스 좋게 향상시키는 제조 공정을 설계하는 것이 이상으로 되어 있다. 그러나, 커넥터의 하나인 「스프링 일체 박스형 암형 단자」에서는, 가장 강도를 필요로 하는 스프링부는 사용되는 동합금 재료의 코일 폭 방향(TD)으로 연장되도록 형성되는 것에 대해, 노칭 후 굽힘 가공과 같은 엄격한 광폭 굽힘을 필요로 하는 부분은 사용되는 동합금 판재의 압연 방향(LD)으로 연장되도록 형성된다. 즉, LD에 대한 TD의 상대 강도를 향상시킴으로써, LD의 굽힘 가공성이 우수하고, TD의 스프링성을 최고로 인출하는 것을 가능하게 하는 결정 배향(집합 조직)을 발견하는 것이 기대된다. 이 이방성의 발현은, 종래에는 폐해로 되어 있던 TD의 굽힘 가공성을 현저하게 악화시키는 것이 아니라, LD의 굽힘 정도만큼은 아니지만, 스프링의 형성에 필요로 하는 TD의 미세 폭 굽힘에 충분히 대응할 수 있는 굽힘 가공성도 가질 필요가 있다.

본 발명에 의한 동합금 판재의 실시 형태에서는, 동합금 압연재의 집합 조직에 의한 면내 이방성을 1개의 무차원량으로 취급하는 것을 가능하게 하는 이방성 지수(Ia)를 이용한다. 이 지수는 LD에 대한 TD의 상대적인 인장 강도와 일의적인 관계를 나타내고, 높은 값을 가질수록, LD의 굽힘 가공성을 손상시키지 않고, TD의 강도를 향상시킬 수 있는 것을 의미하고 있다. 즉, 이 지수를 높게 함으로써, TD의 인장 강도나 내력을 선택적으로 향상시킨 스프링 일체 박스형 암형 단자로의 이용에 최적화된 소재로 된다. 후술하는 본 발명에 의한 동합금 판재의 제조 방법의 실시 형태에서는 이와 같은 특유의 집합 조직을 갖는 결정립의 비율을, 동합금의 원료의 조성과 제조 조건에 의해 제어한다. 이 특유의 집합 조직에 의해, 강도와 굽힘 가공성을 동시에 향상시킬 수 있다. 또한, 이와 같은 이방성을 갖는 재료에서는 피로 파괴가 극히 지연되는 것을 알 수 있었다.

압연면에 대한 X선 회절 프로파일(2θ/θ 스캔법) 중, {111}면, {200}면, {220}면, {311}면, {331}면 및 {420}면의 각각의 회절 피크의 적분 강도 I_{ _hkl _}와, 랜덤 방위 재료로 간주할 수 있는 변형이 없는 순동 분말(표준 시료)의 적분 강도 I⁰ _{hkl}과의 비 P_{ _hkl _} ＝ I_{ _hkl _}/I⁰ _{ _hkl _}을 각각의 회절면에 대해 구하고, 6개의 회절면에 대한 P_{ _hkl _}의 합이 1로 되도록 각 분율 f_{ _hkl _} ＝ P_{ _hkl _}/ΣP_{ _hkl _}을 정한다. 또한, {hkl} ＝ {111}, {200}, {220}, {311}, {331} 또는 {420}이다. 이들 분율은 측정면(압연면)에 평행한 저지수면의 배향도를 의미하고 있다. 예를 들어, {111}면인 경우의 분율 f_{111}은, f_{111} ＝ P_{111}/(P_{111}＋ P_{200} ＋ P_{200} ＋ P_{311}＋ P_{331}＋ P_{420})로부터 구해진다.

X선 회절에 의해 압연면에서 측정된 각각의 면방위 {hkl}을 갖는 결정이 일반적인 동합금의 압연 또는 재결정 집합 조직이라고 가정한 경우에, 예측되는 LD(압연 방향) 또는 TD(압연 방향 및 판 두께 방향에 대해 수직인 방향)와 평행한 방향 <uvw>과, 각각의 <uvw>를 인장축으로 했을 때의 Schmid 인자 S <uvw>을 표 1에 나타낸다.

표 1로부터, {111}면이나 {200}면의 배향도가 높은 재료에서는 이방성이 작고, {220}면, {311}면, {420}면의 배향도가 높은 재료에서는 이방성이 큰 것이 예상된다. 따라서, 본 발명에 의한 동합금 판재의 실시 형태에서는 압연 판재의 이방성을 취급하는 방법으로서, 압연면의 방위 {hkl}을 갖는 결정의 LD를 <LD{hkl}>, TD를 <TD{hkl}>로 하고, 이방성 지수 Ia(Index of anisotropy) ＝ Σ(S_<LD{ _hkl _}>ㆍf_{hkl})/Σ(S_<TD{ _hkl _}>ㆍf_{ _hkl _})을 이용한다.

Schmid 인자가 작을수록, 큰 인장 응력(외력)으로 임계 전단 응력에 도달하므로, Ia는 LD에 대한 TD의 상대 강도에 대응한다고 생각된다. 특히, 이방성의 효과가 강한 {220}면, {311}면, {420}면에 대해서만 고려하여, 상기한 Ia의 식을 수정하면, Ia ≒ (0.41ㆍf_{220} ＋ 0.41ㆍf_{311) ＋ 0.41ㆍf_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311) ＋ 0.49ㆍf_{420})이 된다.

이 식은, 다결정체의 전체 이방성이 일배향면만으로는 결정되지 않는 것이나, 각각의 배향면마다 그 기여가 다른 것을 나타내고 있다. 또한, 이 식은 X선 회절의 각각의 피크의 강도의 합에는, 상대적인 의미나 물리적 의미는 없고, 배향도로 변환하는 규격화나 가중치를 부여해야 비로소 의미가 있는 것으로 되는 것을 근사적으로 나타내고 있다.

이 이방성 지수(Ia)가 클수록, 스프링 일체 박스형 암형 단자로의 이용에 최적화된 소재로 되는 것을 알 수 있었다. 단, 통상의 제조 공정으로 얻어진 Cu-Ni-Sn-P계 동합금 판재의 배향성에서는, Ia를 충분히 높일 수 없어, 결과적으로 굽힘 가공성은 좋아도 TD의 강도가 부족하거나, TD의 강도가 높아도 굽힘 가공성이 떨어지게 되어, 개개의 특성이 최적점으로부터 저하된 영역에 있어서 밸런스가 양호한 합금을 제조할 수밖에 없다. 그러나, 후술하는 본 발명에 의한 동합금 판재의 제조 방법의 실시 형태에서는, Ia를 높인 집합 조직을 갖는 Cu-Ni-Sn-P계 동합금 판재를 얻을 수 있다. 또한, 이와 같이 하여 제조된 높은 Ia를 갖는 동합금 판재에서는 피로 파괴를 지연시키는 효과가 나타나는 것을 알 수 있었다. 일반적으로, 동합금 판재에서는 굽힘 가공을 반복하는 중에 결정립계에 전위가 축적되지만, Ia가 높은 동합금 판재에서는 결정 배향성이 높게 되어 있어, 교차 미끄럼을 일으키기 쉽고, 전위의 축적이 완화되고, 이에 의해 국소적인 가공 경화가 억제되어, 피로 파괴가 지연된다고 생각된다.

이와 같은 결정 배향은 동합금 판재의 압연면에 있어서의 분말 X선 회절법에 의해 측정된 {hkl} 결정면의 배향도를 f_{ _hkl _}로 하면, Ia'^fin ^. ＝ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420})으로 하여, 2.9 ≤ Ia'^fin ^. ≤ 4.0, 바람직하게는 2.9 ≤ Ia'^fin ^. ≤ 3.8에 의해 특정할 수 있는 것을 알 수 있었다.

이 식을 만족시키는 집합 조직은 최적의 열간 압연, 냉간 압연 및 열처리의 조건이나 조합이 모두 갖추어져야 비로소 얻을 수 있다. 동합금 판재를 고강도화하기 위해서는, 재결정 어닐링 후에 냉간 압연하는 것이 극히 유효하지만, 마무리 냉간 압연의 조건을 조정하는 것만으로는, 이 식을 만족시키는 우수한 LD의 굽힘 가공성과 TD의 고강도화의 양립은 할 수 없으므로, 재결정 어닐링 후의 마무리 냉간 압연 전에, Ia'^ann ^. ＝ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420})으로 하여, 2.5 ≤ Ia'^ann ^. ≤ 2.8을 만족시키는 결정 배향을 갖도록 해 두는 것이 바람직하다.

[평균 결정 입경]

평균 결정 입경이 작을수록, 굽힘 가공성의 향상에 유리하지만, 평균 결정 입경이 지나치게 작으면, 내응력 완화 특성이 나빠지기 쉽고, 또한 피로 강도가 저하되는 경우가 있다. 한편, 평균 결정 입경이 지나치게 커지면, 동합금 판재의 굽힘부의 표면의 거칠어짐이 발생하기 쉬워져, 굽힘 가공성이 저하되고, 피로 강도가 저하되는 경우가 있다.

또한, 어닐링 공정에 있어서의 재결정이나 입성장 시에도 결정의 배향성이 변화되므로, 상술한 바와 같이 2.9 ≤ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420}) ≤ 4.0을 만족시키는 집합 조직을 얻는 동시에, 차량 탑재용 커넥터에 사용하는 경우라도 만족시킬 수 있는 레벨의 내응력 완화 특성을 유지하기 위해서는, 결정 입경의 관리가 필요하지만, 마무리 압연에 의해 길이 방향으로 신장된 결정립 형상으로 되므로, 입경의 측정이나 그 정의가 곤란하다. 그로 인해, 마무리 압연 전의 재결정 어닐링에 있어서 결정 입도를 제한하는 것이 바람직하다.

최종 공정 후의 평균 결정 입경은 최종 재결정 어닐링 후의 결정 입경에 의해 대략 결정이 되므로, 상술한 바와 같이 재결정 어닐링 후에 2.5 ≤ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420}) ≤ 2.8을 만족시키도록 어닐링 조건을 설정하는 것이 바람직하다. 또한, 결정 입경이 1㎛보다 작으면, 내응력 완화 특성이 저하되고, 한편, 결정 입경이 20㎛를 초과하면, 굽힘 가공성이나 피로 강도가 저하되므로, 상기한 어닐링 조건으로 열처리한 후의 결정 입경이 1 내지 20㎛로 되도록 하는 것이 바람직하고, 1 내지 10㎛로 되도록 하는 것이 더욱 바람직하고, 1 내지 5㎛ 미만으로 하는 것이 가장 바람직하다.

[특성]

커넥터 등의 전기 전자 부품을 소형화 및 박육화하기 위해서는, 소재인 동합금 판재의 인장 강도를 600㎫ 이상으로 하는 것이 바람직하고, 650㎫ 이상으로 하는 것이 더욱 바람직하다. 또한, 도전율은 30％ IACS 이상인 것이 바람직하고, 32.5％ IACS 이상인 것이 더욱 바람직하다.

또한, 동합금 판재의 굽힘 가공성의 평가로서, 동합금 판재로부터 길이 방향이 LD(압연 방향)로 되도록 잘라낸 굽힘 가공 시험편을, 굽힘축을 TD(압연 방향 및 판 두께 방향에 대해 수직인 방향)로 하여 90° W굽힘 시험을 행하는 동시에, 길이 방향이 TD로 되도록 잘라낸 굽힘 가공 시험편을, 굽힘축을 LD로 하여 90° W 굽힘 시험을 행한 경우에, LD와 TD 모두 90°W 굽힘 시험에 있어서의 최소 굽힘 반경(R)과 판 두께(t)의 비(R/t)가, 1.0 이하인 것이 바람직하고, 0.5 이하인 것이 더욱 바람직하다.

내응력 완화 특성에 대해서는, 동합금 판재를 차량 탑재용 커넥터 등에 사용하는 경우에는, TD의 내응력 완화 특성이 특히 중요하므로, 길이 방향이 TD인 시험편을 사용한 응력 완화율에 의해 응력 완화 특성을 평가하는 것이 바람직하다. 또한, 동합금 판재의 표면의 최대 부하 응력이 0.2％ 내력의 80％의 크기로 되도록 하여, 160℃에서 1000시간 유지한 경우에, 응력 완화율이 10％ 이하로 되는 것이 바람직하고, 7％ 이하로 되는 것이 더욱 바람직하다.

피로 파괴를 일으키기 어려운 동합금 판재인지 여부의 지표로서 피로 한도비가 있다. 본 명세서 중에 있어서, 「피로 한도비」라 함은, 양 진동 평면 굽힘(reversed plane bending)을 10⁷회 반복해서 행하였을 때에 견디는 응력의 상한치(피로 강도)를 스프링 한계치로 나눈 값을 나타낸다. 동합금 판재를 차량 탑재용 커넥터 등에 사용하는 경우에는, 스프링 한계치와 피로 강도 모두 큰 것이 중요하지만, 커넥터의 소형화에 대응하기 위해서는, 신뢰성을 향상시키기 위해, 내응력 완화 특성과 마찬가지로, 커넥터의 스프링부를 형성하는 TD의 피로 한도비가 특히 중요한 것을 알 수 있었다. 그로 인해, 피로 한도비는 길이 방향이 TD인 시험편을 사용한 피로 한도비에 의해 평가하는 것이 바람직하다. 종래의 동합금 판재에서는 피로 한도비가 0.4 내지 0.5 정도이지만, 커넥터의 소형화에 수반하여 0.55 이상인 것이 바람직하고, 0.6 이상인 것이 더욱 바람직하다.

최근의 커넥터 등의 전기 전자 부품에 요구되는 특성을 만족시키기 위해서는, 강도, 도전율, 굽힘 가공성, 내응력 완화 특성 및 피로 한도비 전체를 높은 레벨로 하는 것이 중요하다.

[제조 방법]

상술한 바와 같은 동합금 판재는 본 발명에 의한 동합금 판재의 제조 방법의 실시 형태에 의해 제조할 수 있다. 본 발명에 의한 동합금 판재의 제조 방법의 실시 형태는, 상술한 조성을 갖는 동합금의 원료를 용해하여 주조하는 용해ㆍ주조 공정과, 이 용해ㆍ주조 공정 후에 950℃ 내지 700℃의 온도 영역에서 최초의 압연 패스인 열간 압연을 행하는 동시에 700℃ 미만 내지 350℃의 온도 영역에서 열간 압연을 행하는 열간 압연 공정과, 이 열간 압연 공정 후에 압연율 60％ 이상으로 냉간 압연을 행하는 냉간 압연 공정과, 이 냉간 압연 공정 후에 400 내지 750℃로 재결정화를 행하는 재결정 어닐링 공정과, 이 재결정 어닐링 공정 후에 압연율 40 내지 95％로 냉간 압연을 행하는 마무리 냉간 압연 공정을 구비하고 있다. 또한, 마무리 냉간 압연 공정 후에, 또한 150 내지 450℃로 가열 처리(저온 어닐링)를 행하는 것이 바람직하다. 또한, 열간 압연 공정 후에는 필요에 따라서 면삭을 행하고, 각 열처리 후에는 필요에 따라서 산세, 연마, 탈지를 행해도 좋다. 또한, 열간 압연 공정과 냉간 압연 공정 사이에 있어서, 냉간 압연과 열처리를 이 순서로 반복하여 최종적인 판 두께를 조정해도 좋다. 이하, 이들의 공정에 대해 상세하게 설명한다.

(용해ㆍ주조 공정)

일반적인 동합금의 용제 방법과 동일한 방법에 의해, 동합금의 원료를 용해한 후, 연속 주조나 반연속 주조 등에 의해 주조편을 제조하면 좋다.

(열간 압연 공정)

통상, Cu-Ni-Sn-P계 동합금의 열간 압연에서는, 압연 도중에 석출물을 생성시키지 않도록 하기 위해, 700℃ 이상 또는 750℃ 이상의 고온 영역에서 압연하고, 압연 종료 후에 급냉한다. 그러나, 이와 같은 통상의 열간 압연 조건에서는, 본 발명에 의한 동합금 판재의 실시 형태와 같이 특이한 집합 조직을 갖는 동합금 판재를 제조할 수는 없다. 그로 인해, 본 발명에 의한 동합금 판재의 제조 방법의 실시 형태에서는, 열간 압연 공정에 있어서, 950℃ 내지 700℃의 온도 영역에서 최초의 압연 패스인 열간 압연을 행하는 동시에, 700℃ 미만 내지 350℃의 온도 영역에서 열간 압연을 행한다. 단, 열간 압연 후의 동합금 판재의 비저항을 ρ_H(μΩㆍ㎝), 동일한 열간 압연 후의 동합금 판재를 900℃에서 30분간 유지한 후에 급냉하였을 때의 비저항을 ρ_ST(μΩㆍ㎝), 동합금 판재가 주조 시에 함유하는 P의 농도를 χ_P(질량％)로 하면, 열간 압연 후의 동합금 판재가, 3 ≤ (ρ_ST ? ρ_H)/χ_P ≤ 16을 만족시키는 Ni-P 화합물 등의 금속간 화합물의 석출 상태를 가질 필요가 있다.

주조편을 열간 압연할 때에, 재결정이 발생하기 쉬운 700℃보다 고온 영역에서 최초의 압연 패스를 행함으로써, 주조 조직을 파괴하여, 성분과 조직의 균일화를 도모할 수 있다. 그러나, 950℃를 초과하는 고온에서 압연을 행하면, 합금 성분의 편석 부분 등, 융점이 저하되어 있는 부분에서 균열이 발생할 우려가 있으므로 바람직하지 않다. 따라서, 열간 압연 공정 중에 있어서의 완전 재결정이 확실하게 발생하도록 하기 위해서는, 950℃ 내지 700℃의 온도 영역에서 압연율 70％ 이상의 압연을 행하는 것이 바람직하고, 이에 의해 조직의 균일화가 한층 촉진된다. 또한, 1패스에서 70％ 이상의 압연율을 얻기 위해서는 큰 압연 하중이 필요해지므로, 복수 패스로 나누어 전체 70％ 이상의 압연율을 확보하면 된다. 또한, 본 발명에 의한 동합금 판재의 제조 방법의 실시 형태에서는, 압연 변형이 발생하기 쉬운 700℃ 미만 내지 350℃의 온도 영역에서 일정 시간의 압연을 확보한다. 이때에도 700℃ 미만 내지 350℃의 온도 영역에서 복수 패스의 압연을 행할 수 있다. 또한, 열간 압연의 최종 패스 온도는 350℃ 이상으로 하는 것이 바람직하고, 600 내지 350℃로 하는 것이 더욱 바람직하다. 또한, 700℃ 미만 내지 350℃의 온도 영역에 있어서의 압연율은 55％ 이상인 것이 바람직하고, 60％ 이상인 것이 더욱 바람직하다. 또한, 열간 압연에 있어서의 전체 압연율은 85 내지 95％ 정도로 하면 좋다.

각각의 온도 영역에 있어서의 압연율(ε)(％)은 열간 압연 전의 주조편의 판 두께를 t₀, 열간 압연 후의 주조편의 판 두께를 t₁로 하면, ε ＝ (t₀ － t₁) × 100/t₀에 의해 산출된다. 예를 들어, 950 내지 700℃ 사이에서 행하는 최초의 압연 패스에 제공하는 주조편의 판 두께가 180㎜이고, 700℃ 이상의 온도 영역에서 압연을 행하여, 700℃ 이상의 온도에서 행해진 최후의 압연 패스 종료 시에 판 두께가 30㎜로 되고, 계속해서 압연을 계속하여, 열간 압연의 최종 패스를 700℃ 미만 내지 350℃의 범위에서 행하고, 최종적으로 판 두께 10㎜의 열간 압연재를 얻었다고 하자. 이 경우, 950℃ 내지 700℃의 온도 영역에서 행해진 압연의 압연율은, (180 － 30) × 100/180 ＝ 83(％)로 되고, 전체 압연율은 (180 － 10) × 100/180 ＝ 94(％)로 된다.

또한, 700℃ 미만 내지 350℃의 열간 압연에 의해 Ni-P 화합물이 석출된다. 이 열간 압연 후의 동합금 판재에 대해, 투과형 전자 현미경(TEM)-에너지 분산형 X선 분광에 의한 측정을 행하면, 적절하게 열간 압연된 동합금 판재에서는, 미세한 Ni-P 화합물이 미세하게 분산되어 있는 것을 알 수 있다. 이 시점에 있어서의 Ni-P 화합물의 석출량이 부족하면, 후공정에서 열처리를 행해도 원하는 석출 상태를 얻기 어렵고, 재결정 어닐링 전의 냉간 압연에 있어서 도입되는 변형이 불충분해져, 최종적으로 목적으로 하는 집합 조직을 얻기 어려워진다. 한편, Ni-P 화합물의 석출량이 지나치게 많으면, 석출물이 조대화되어, 재결정 어닐링 전의 냉간 압연에 있어서 도입되는 변형 에너지에 악영향을 미치는 동시에, 최종적인 동합금 판재의 굽힘 가공성이 저하된다. 본 발명에 의한 동합금 판재의 제조 방법의 실시 형태에서는, 목적으로 하는 특성을 갖는 동합금 판재를 얻기 위해, 적절하게 열간 압연된 동합금 판재는, 상술한 3 ≤ (ρ_ST ? ρ_H)/χ_P ≤ 16을 만족시키는 것을 알 수 있었다.

(냉간 압연 공정)

재결정 어닐링 전에 행하는 냉간 압연 공정에서는, 압연율을 60％ 이상으로 할 필요가 있고, 70％ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 압연율이 60％ 미만이면, 변형 에너지의 도입이 불충분해져, 다음 공정의 재결정 어닐링 시에 재결정 핵이 감소되어, 결정립이 조대화되는 원인이 된다. 또한, 95％보다 큰 압연율로 가공된 동합금 판재에 대해 다음 공정에서 재결정 어닐링을 실시하면, 상술한 2.5 ≤ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420}) ≤ 2.8을 만족시키지 않게 되고, 특히 재결정 집합 조직은 재결정 전의 냉간 압연율에 크게 의존하므로, 압연율을 95％ 이하로 하는 것이 바람직하다.

(재결정 어닐링 공정)

종래의 동합금 판재의 제조 방법에서는, 재결정 어닐링은 재결정화를 위해 행해진다. 본 발명에 의한 동합금 판재의 제조 방법의 실시 형태에서는, 재결정 어닐링 후의 배향성에 있어서 재결정 집합 조직이 지배적으로 되지 않을 정도로 압연 집합 조직을 잔존시키는 것이 바람직하다. 이와 같은 재결정 어닐링은 400 내지 750℃의 로온(爐溫)으로 행하는 것이 바람직하다. 이 온도가 지나치게 낮으면 재결정이 불충분해지고, 지나치게 높으면 결정립이 조대화되어 버려, 어떤 경우에도 목적으로 하는 결정 배향의 생성에 불리해져, 최종적으로 굽힘 가공성이 우수한 고강도 동합금 판재를 얻는 것이 곤란해진다. 이와 같은 400 내지 750℃의 로온으로 행하는 재결정 어닐링의 유지 시간 및 도달 온도는 재결정 어닐링 후의 동합금 판재의 압연면에 있어서 분말 X선 회절법에 의해 측정된 {hkl} 결정면의 배향도를 f_{hkl}로 하면, 2.5 ≤ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420}) ≤ 2.8을 만족시키는 결정 배향을 갖도록 설정하는 것이 바람직하다. 구체적으로는, 본 발명에 의한 동합금 판재의 제조 방법의 실시 형태에 있어서 사용하는 화학 조성의 동합금의 원료에서는, 400 내지 750℃, 바람직하게는 500 내지 750℃의 온도에서 몇 초 내지 몇 시간 유지하는 가열 조건에 있어서 적절한 조건을 설정할 수 있다. 또한, 상기한 (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420})의 값은, 열량을 증대시키면 작아지는 경향이 있다.

(마무리 냉간 압연 공정)

마무리 냉간 압연은 동합금 판재의 강도 레벨을 향상시키기 위해 행해진다. 마무리 냉간 압연율이 지나치게 낮으면, 가공 경화가 부족해 충분한 강도를 얻기 어려워진다. 한편, 마무리 냉간 압연율이 지나치게 높으면, 가공 경화도 한계에 도달하여 일어나지 않게 되어, 연신이 없는 판재로 되어 버리므로, 프레스 성형 소재로서 사용하는 데에는 적절하지 않다. 이와 같이, 마무리 냉간 압연율이 지나치게 낮아도, 지나치게 높아도 강도와 굽힘 가공성을 높은 레벨로 양립하는 결정 배향을 실현할 수 없다. 본 발명에 의한 동합금 판재의 제조 방법의 실시 형태에서는, 마무리 냉간 압연율을 40 내지 95％ 이하로 하는 것이 바람직하다. 상술한 각 공정의 조건을 만족시키고, 또한 이와 같은 마무리 냉간 압연을 행함으로써, 상술한 2.9 ≤ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420}) ≤ 4.0을 만족시키는 결정 배향을 갖는 동합금 판재를 얻을 수 있다. 또한, 최종적인 동합금 판재의 판 두께는 용도에 따라서 최적의 판 두께로 되지만, 0.05 내지 1.0㎜ 정도로 하는 것이 바람직하고, 0.08 내지 0.5㎜로 하는 것이 더욱 바람직하다.

(저온 어닐링 공정)

마무리 냉간 압연 후에는 동합금 판재의 잔류 응력의 저감에 의해 굽힘 가공성을 향상시키고, 구멍이나 미끄럼면 상의 전위의 저감에 의해 내응력 완화 특성을 향상시키기 위해, 마무리 냉간 압연 후의 결정 배향이 변화되지 않는 범위에서 저온 어닐링을 행해도 좋다. 이 저온 어닐링의 가열 온도는 재료의 온도가 150 내지 450℃로 되도록 설정하는 것이 바람직하다. 이 저온 어닐링에 의해, 동합금 판재의 강도의 저하를 거의 수반하지 않고 굽힘 가공성과 내응력 완화 특성을 향상시킬 수 있고, 동합금 판재의 도전율을 상승시키는 효과도 있다. 이 저온 어닐링의 가열 온도가 지나치게 높으면, 단시간에 연화되어, 뱃치식에서도, 연속식에서도 특성의 편차가 발생하기 쉬워진다. 한편, 가열 온도가 지나치게 낮으면, 상기한 특성을 향상시키는 효과를 충분히 얻을 수 없다. 또한, 이 가열 온도에 있어서의 유지 시간은, 연속식에서는 안정면으로부터 5초간 이상인 것이 바람직하고, 뱃치식에서는 비용면에서 10시간 이내인 것이 바람직하다.

또한, 마무리 냉간 압연과 저온 어닐링 사이 또는 저온 어닐링 후에, 동합금 판재의 형상의 교정을 목적으로 하는 텐션 레벨러의 통판을 행해도 좋다. 단, 저온 어닐링 후에 텐션 레벨러의 통판을 행하는 경우에는, 스프링 한계치 등의 특성이 변화되지 않도록 행할 필요가 있다.

이하, 본 발명에 의한 동합금 판재 및 그 제조 방법의 실시예에 대해 상세하게 설명한다.

(제1 내지 제8 실시예)

0.90질량％의 Ni와 1.44질량％의 Sn과 0.071질량％의 P를 포함하고, 잔량부가 Cu로 이루어지는 동합금(제1 실시예), 2.15질량％의 Ni와 1.35질량％의 Sn과 0.092질량％의 P와 0.10질량％의 Cr과 0.05질량％의 Zr을 포함하고, 잔량부가 Cu로 이루어지는 동합금(제2 실시예), 2.27질량％의 Ni와 1.86질량％의 Sn과 0.074질량％의 P와 0.05질량％의 Co와 0.005질량％의 B를 포함하고, 잔량부가 Cu로 이루어지는 동합금(제3 실시예), 0.66질량％의 Ni와 1.70질량％의 Sn과 0.120질량％의 P와 0.08질량％의 Mg과 0.09질량％의 Ti를 포함하고, 잔량부가 Cu로 이루어지는 동합금(제4 실시예), 1.06질량％의 Ni와 0.79질량％의 Sn과 0.038질량％의 P와 0.03질량％의 Si와 0.11질량％의 Mn을 포함하고, 잔량부가 Cu로 이루어지는 동합금(제5 실시예), 0.74질량％의 Ni와 1.40질량％의 Sn과 0.090질량％의 P와 0.32질량％의 Zn과 0.10질량％의 V를 포함하고, 잔량부가 Cu로 이루어지는 동합금(제6 실시예), 1.04질량％의 Ni와 0.90질량％의 Sn과 0.056질량％의 P와 0.036질량％의 Zn과 0.06질량％의 Fe를 포함하고, 잔량부가 Cu로 이루어지는 동합금(제7 실시예), 0.97질량％의 Ni와 1.51질량％의 Sn과 0.080질량％의 P와 0.026질량％의 Zn을 포함하고, 잔량부가 Cu로 이루어지는 동합금(제8 실시예)을 각각 용제하여, 종형 연속 주조기를 사용하여 주조하여, 각각 두께 180㎜의 주조편을 얻었다.

각각의 주조편을 920℃로 가열한 후에 추출하여, 열간 압연을 개시하였다. 이 열간 압연에서는 950℃ 내지 700℃의 온도 영역에 있어서의 압연율이 70％ 이상으로 되고 또한 700℃ 미만의 온도 영역에서도 압연이 행해지도록 패스 스케줄을 설정하였다. 또한, 700℃ 미만 내지 350℃에 있어서의 열간 압연율을 각각 67％(제1, 제4, 제5, 제7, 제8 실시예), 73％(제2 실시예), 62％(제3, 제6 실시예)로 하고, 열간 압연의 최종 패스 온도를 600℃ 내지 350℃ 사이로 하였다. 또한, 주조편으로부터의 전체 열간 압연율은 약 94％였다. 열간 압연 후, 표층의 산화층을 기계적으로 제거(면삭)하였다. 또한, 이 열간 압연 후의 석출 상태를 나타내는 (ρ_ST － ρ_H)/χ_P는, 각각 9.3(제1 실시예), 15.0(제2 실시예), 5.9(제3 실시예), 9.5(제4 실시예), 10.0(제5 실시예), 4.3(제6 실시예), 6.7(제7 실시예), 9.0(제8 실시예)이고, 모두 3 ≤ (ρ_ST － ρ_H)/χ_P ≤ 16을 만족시키고 있었다.

계속해서, 각각 압연율 72％(제1, 제2, 제4, 제6 실시예), 73％(제3 실시예), 61％(제5 실시예), 0％(제7 실시예), 78％(제8 실시예)로 판 두께를 조정하기 위한 냉간 압연을 행한 후, 제7 실시예를 제외하고 550℃에서 약 3시간 열처리하여 재결정을 행하였다.

계속해서, 각각 압연율 85％(제1, 제6, 제7 실시예), 87％(제2, 제8 실시예), 83％(제3, 제4 실시예), 72％(제5 실시예)로 냉간 압연을 행한 후, 650 내지 750℃에서 10 내지 60초간 재결정 어닐링을 행하였다. 각 실시예에 있어서의 재결정 어닐링의 온도와 시간에 대해서는, 최종 재결정 어닐링 후의 결정 배향성을 나타내는 Ia'^ann ^. ＝ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420})이 2.5 내지 2.8로 되도록, 각 실시예에 있어서의 합금 조성에 따라서 도달 온도를 650 내지 750℃의 범위 내에서 조정하고, 650 내지 750℃의 온도 영역에 있어서의 유지 시간을 10 내지 60초간의 범위로 조정하였다. 또한, 최종 재결정 어닐링 후의 결정 배향성을 나타내는 Ia'^ann ^. ＝ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420})은 각각 2.69(제1 실시예), 2.73(제2 실시예), 2.77(제3 실시예), 2.64(제4 실시예), 2.55(제5 실시예), 2.52(제6 실시예), 2.62(제7 실시예), 2.63(제8 실시예)이고, 모두 2.5 ≤ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420}) ≤ 2.8을 만족시키고 있었다.

계속해서, 최종 재결정 어닐링 후의 동합금 판재에 대해, 각각 압연율 61％(제1, 제6 실시예), 55％(제2 실시예), 65％(제3, 제4 실시예), 85％(제5 실시예), 90％(제7 실시예), 42％(제8 실시예)로 마무리 냉간 압연을 행한 후, 400℃의 로 중에 5분간 장입하는 저온 어닐링을 실시하였다.

이와 같이 하여 제1 내지 제8 실시예의 동합금 판재를 얻었다. 또한, 필요에 따라서 도중에 면삭을 행하여, 동합금 판재의 판 두께를 0.15㎜로 일치시켰다.

다음에, 이들 실시예에서 얻어진 동합금 판재로부터 시료를 채취하여, 평균 결정 입경, X선 회절 강도, 인장 강도, 도전율, 굽힘 가공성, 응력 완화율, 피로 한도비를 이하와 같이 조사하였다.

평균 결정 입경은, 동합금 판재의 표면(압연면)을 연마한 후, 에칭하고, 그 표면을 광학 현미경으로 관찰하여, JIS H0501의 절단법에 의해 구하였다. 그 결과, 평균 결정 입경은 각각 5㎛ 미만(제1 내지 제4, 제7, 제8 실시예), 5.1㎛(제5 실시예), 8.7㎛(제6 실시예)였다.

X선 회절 강도(X선 회절 적분 강도)는 X선 회절 장치(XRD)를 사용하여, Mo-Kα선, 관전압 40㎸, 관전류 30㎃의 조건으로, 동합금 판재의 표면(압연면)에 대해 측정하였다. 이와 같이 측정한 X선 회절 프로파일(2θ/θ 스캔법) 중, {111}면, {200}면, {220}면, {311}면, {331}면 및 {420}면의 각각의 회절 피크의 적분 강도I_{hkl}을 구하였다. 또한, 동일한 X선 회절 장치를 사용하여, 동일한 측정 조건으로, 랜덤 방위 재료로 간주할 수 있는 변형이 없는 순동 분말(표준 시료)의 적분 강도 I⁰ _{ _hkl _}을 구하였다. 이들 적분 강도의 비 P_{ _hkl _} ＝ I_{ _hkl _} / I⁰ _{ _hkl _}을 각각의 회절면에 대해 구하고, 6개의 회절면에 대한 P_{ _hkl _}의 합이 1로 되도록 각 분율 f_{ _hkl _} ＝ P_{hkl}/ΣP_{ _hkl _}을 정하였다. 이들 분율을 각각의 결정면의 배향도로 하고, 얻어진 동합금 판재의 결정 배향성을 나타내는 Ia'^fin ^. ＝ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420})을 구하였다. 그 결과, 얻어진 동합금 판재의 결정 배향성을 나타내는 Ia'^fin ^. ＝ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420})은 각각 3.07(제1 실시예), 3.03(제2 실시예), 3.21(제3 실시예), 3.15(제4 실시예), 2.99(제5 실시예), 2.96(제6 실시예), 3.52(제7 실시예), 2.98(제8 실시예)이고, 모두 2.9 ≤ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420}) ≤ 4.0을 만족시키고 있었다.

동합금 판재의 기계적 특성으로서의 인장 강도로서, 동합금 판재의 TD(압연 방향 및 판 두께 방향에 대해 수직인 방향)의 인장 시험용 시험편(JIS Z2201의 5호 시험편)을 각각 3개씩 채취하여, 각각의 시험편에 대해 JIS Z2241에 준거한 인장 시험을 행하고, 평균치에 의해 TD의 인장 강도를 구하였다. 그 결과, TD의 인장 강도는 각각 649㎫(제1 실시예), 631㎫(제2 실시예), 664㎫(제3 실시예), 677㎫(제4 실시예), 629㎫(제5 실시예), 652㎫(제6 실시예), 707㎫(제7 실시예), 605㎫(제8 실시예)였다.

동합금 판재의 도전율은 JIS H0505의 도전율 측정 방법에 따라서 측정하였다. 그 결과, 도전율은 각각 34.2％IACS(제1 실시예), 32.1％IACS(제2 실시예), 30.5％IACS(제3 실시예), 38.8％IACS(제4 실시예), 39.1％IACS(제5 실시예), 37.3％IACS(제6 실시예), 41.0％IACS(제7 실시예), 34.3％IACS(제8 실시예)였다.

동합금 판재의 굽힘 가공성을 평가하기 위해, 동합금 판재로부터 길이 방향이 LD(압연 방향)의 굽힘 시험편(폭 10㎜)을 각각 3개씩 채취하고, 각각의 시험편에 대해 JIS H3110에 준거한 90°W 굽힘 시험을 행하였다. 이 시험 후의 시험편에 대해, 굽힘 가공부의 표면 및 단면을 광학 현미경에 의해 24배(필요에 따라서 100배)로 관찰하여, 균열이 발생하지 않는 최소 굽힘 반경(R)을 구하고, 이 최소 굽힘 반경(R)을 동합금 판재의 판 두께(t)로 나눔으로써, LD의 R/t값을 구하였다. LD의 각각 3개의 시험편 중, 각각 가장 나쁜 결과의 시험편의 결과를 채용하여 R/t값으로 하였다. 그 결과, LD의 R/t는 각각 0.0(제1 내지 제6, 제8 실시예), 0.3(제7 실시예)이었다. 이 R/t값이 0.5 이하이면, 굽힘 가공성이 우수한 동합금 판재라고 판정할 수 있다.

동합금 판재의 응력 완화 특성을 평가하기 위해, 동합금 판재로부터 길이 방향이 TD(압연 방향 및 판 두께 방향에 대해 수직인 방향)인 굽힘 시험편(폭 10㎜)을 채취하여, 시험편의 길이 방향 중앙부의 표면 응력이 0.2％ 내력의 80％의 크기로 되도록 아치 굽힘한 상태로 고정하였다. 또한, 표면 응력은 표면 응력(㎫) ＝ 6Etδ/L₀ ²[단, E는 탄성 계수(㎫), t는 시료의 두께(㎜), δ는 시료의 휨 높이(㎜)]에 의해 정해진다. 이 상태의 시험편을 대기 중에 있어서 150℃에서 1000시간 유지한 후의 굽힘 성질로부터, 응력 완화율(％) ＝ (L₁ － L₂) × 100/(L₁ － L₀)[단, L₀은 지그의 길이, 즉 시험 중에 고정되어 있는 시료단부 사이의 수평 거리(㎜), L₁은 시험 개시 시의 시료 길이(㎜), L₂는 시험 후의 시료단부 사이의 수평 거리(㎜)]을 사용하여 응력 완화율을 산출하였다. 그 결과, 응력 완화율은 각각 4.9％(제1 실시예), 6.8％(제2 실시예), 6.9％(제3 실시예), 3.3％(제4 실시예), 2.9％(제5 실시예), 2.8％(제6 실시예), 6.2％(제7 실시예), 4.8％(제8 실시예)였다. 이와 같이 응력 완화율이 7％ 이하인 동합금 판재는 차량 탑재용 커넥터에 사용하는 동합금 판재로서 높은 내구성을 갖는다고 평가할 수 있다.

동합금 판재의 피로 강도를 평가하기 위해, 동합금 판재로부터 길이 방향이 TD(압연 방향 및 판 두께 방향에 대해 수직인 방향)인 시험편을 채취하여, JIS Z2273에 준거한 피로 시험을 행하였다. 이 피로 시험에서는 양 진동 평면 굽힘 피로 한도를 측정하여, 10⁷회의 반복수에 견디는 응력치로부터 피로 한도비를 구하였다. 또한, 「피로 한도비」라 함은, 일반적으로 피로 한도를 인장 강도로 나눈 값을 나타내지만, 본 명세서 중에서는, JIS H 3130에 준거한 모멘트식 스프링 한계치 시험에 의해 얻어진 스프링 한계치로 나눈 값을 나타낸다. 그 결과, 피로 한도비는 각각 0.62(제1 실시예), 0.59(제2, 제7 실시예), 0.60(제3 실시예), 0.64(제4, 제6 실시예), 0.65(제5 실시예), 0.66(제8 실시예)이었다.

(제1 비교예)

판 두께를 조정하기 위한 냉간 압연율을 18％로 하고, 최종 재결정 어닐링 전의 냉간 압연율을 96％로 하고, 최종 재결정 어닐링 후의 결정 배향성을 나타내는 Ia'^ann ^. ＝ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420})을 2.20으로 하고, 마무리 냉간 압연율을 50％로 한 것 이외는, 제1 실시예와 동일한 방법에 의해 동합금 판재를 얻었다. 이 비교예에서 얻어진 동합금 판재로부터 시료를 채취하여, 평균 결정 입경, X선 회절 강도, 인장 강도, 도전율, 굽힘 가공성, 응력 완화율, 피로 한도비에 대해, 제1 내지 제8 실시예와 동일한 방법에 의해 조사하였다. 그 결과, 평균 결정 입경은 15㎛이고, X선 회절 강도로부터 얻어진 동합금 판재의 결정 배향성을 나타내는 Ia'^fin ^. ＝ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420})은 2.56이었다. 또한, TD의 인장 강도는 568㎫, 도전율은 32.1％IACS, LD의 R/t는 0.0, 응력 완화율은 4.8％, 피로 한도비는 0.53이었다.

(제2 비교예)

마무리 냉간 압연율을 34％로 하고, 판 두께를 조정하기 위해 면삭량을 바꾼 것 이외는, 제8 실시예와 동일한 방법에 의해 동합금 판재를 얻었다. 이 비교예에서 얻어진 동합금 판재로부터 시료를 채취하여, 평균 결정 입경, X선 회절 강도, 인장 강도, 도전율, 굽힘 가공성, 응력 완화율, 피로 한도비에 대해, 제1 내지 제8 실시예와 동일한 방법에 의해 조사하였다. 그 결과, 평균 결정 입경은 5㎛ 미만이고, X선 회절 강도로부터 얻어진 동합금 판재의 결정 배향성을 나타내는 Ia'^fin ^. ＝ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420})은 2.82였다. 또한, TD의 인장 강도는 580㎫, 도전율은 35.8％IACS, LD의 R/t는 0.0, 응력 완화율은 4.6％, 피로 한도비는 0.52였다.

(제3 비교예)

최종 재결정 어닐링 전의 냉간 압연율을 55％로 하고, 최종 재결정 어닐링 후의 결정 배향성을 나타내는 Ia'^ann ^. ＝ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420})을 2.38로 하고, 마무리 냉간 압연율을 81％로 하고, 판 두께를 조정하기 위해 면삭량을 바꾼 것 이외는, 제8 실시예와 동일한 방법에 의해 동합금 판재를 얻었다. 이 비교예에서 얻어진 동합금 판재로부터 시료를 채취하여, 평균 결정 입경, X선 회절 강도, 인장 강도, 도전율, 굽힘 가공성, 응력 완화율, 피로 한도비에 대해, 제1 내지 제8 실시예와 동일한 방법에 의해 조사하였다. 그 결과, 평균 결정 입경은 10㎛이고, X선 회절 강도로부터 얻어진 동합금 판재의 결정 배향성을 나타내는 Ia'^fin ^. ＝ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420})은 2.84였다. 또한, TD의 인장 강도는 610㎫, 도전율은 34.2％IACS, LD의 R/t는 0.7, 응력 완화율은 3.0％, 피로 한도비는 0.51이었다.

(제4 비교예)

700℃ 미만 내지 350℃에 있어서의 열간 압연율을 50％로 하고, 열간 압연 후의 석출 상태를 나타내는 (ρ_ST － ρ_H)/χ_P를 1.3으로 하고, 판 두께를 조정하기 위한 냉간 압연율을 72％로 하고, 최종 재결정 어닐링 전의 냉간 압연율을 85％로 하고, 최종 재결정 어닐링 후의 결정 배향성을 나타내는 Ia'^ann ^. ＝ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420})을 2.44로 하고, 마무리 냉간 압연율을 60％로 한 것 이외는, 제5 실시예와 동일한 방법에 의해 동합금 판재를 얻었다. 이 비교예에서 얻어진 동합금 판재로부터 시료를 채취하여, 평균 결정 입경, X선 회절 강도, 인장 강도, 도전율, 굽힘 가공성, 응력 완화율, 피로 한도비에 대해, 제1 내지 제8 실시예와 동일한 방법에 의해 조사하였다. 그 결과, 평균 결정 입경은 15㎛이고, X선 회절 강도로부터 얻어진 동합금 판재의 결정 배향성을 나타내는 Ia'^fin ^. ＝ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420})은 2.83이었다. 또한, TD의 인장 강도는 607㎫, 도전율은 40.1％IACS, LD의 R/t는 0.0, 응력 완화율은 5.4％, 피로 한도비는 0.49였다.

(제5 비교예)

700℃ 미만 내지 350℃에 있어서의 열간 압연율을 80％로 하고, 열간 압연 후의 석출 상태를 나타내는 (ρ_ST － ρ_H)/χ_P를 17.5로 하고, 판 두께를 조정하기 위한 냉간 압연율을 68％로 하고, 최종 재결정 어닐링 전의 냉간 압연율을 87％로 하고, 최종 재결정 어닐링 후의 결정 배향성을 나타내는 Ia'^ann ^. ＝ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420})을 2.78로 하고, 마무리 냉간 압연율을 60％로 한 것 이외는, 제4 실시예와 동일한 방법에 의해 동합금 판재를 얻었다. 이 비교예에서 얻어진 동합금 판재로부터 시료를 채취하여, 평균 결정 입경, X선 회절 강도, 인장 강도, 도전율, 굽힘 가공성, 응력 완화율, 피로 한도비에 대해, 제1 내지 제8 실시예와 동일한 방법에 의해 조사하였다. 그 결과, 평균 결정 입경은 5㎛ 미만이고, X선 회절 강도로부터 얻어진 동합금 판재의 결정 배향성을 나타내는 Ia'^fin ^. ＝ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420})은 2.81이었다. 또한, TD의 인장 강도는 650㎫, 도전율은 35.3％IACS, LD의 R/t는 0.7, 응력 완화율은 10.2％, 피로 한도비는 0.50이었다.

(제6 비교예)

판 두께를 조정하기 위한 냉간 압연율을 0％로 하고, 판 두께를 조정하기 위한 냉간 압연 후의 열처리를 생략하여, 최종 재결정 어닐링 전의 냉간 압연율을 83％로 하고, 최종 재결정 어닐링 후의 결정 배향성을 나타내는 Ia'^ann ^. ＝ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420})을 2.58로 하고, 마무리 냉간 압연율을 96％로 하고, 최종적인 판 두께를 0.08㎜로 한 것 이외는, 제1 실시예와 동일한 방법에 의해 동합금 판재를 얻었다. 이 비교예에서 얻어진 동합금 판재로부터 시료를 채취하여, 평균 결정 입경, X선 회절 강도, 인장 강도, 도전율, 굽힘 가공성, 응력 완화율, 피로 한도비에 대해, 제1 내지 제8 실시예와 동일한 방법에 의해 조사하였다. 그 결과, 평균 결정 입경은 5㎛이고, X선 회절 강도로부터 얻어진 동합금 판재의 결정 배향성을 나타내는 Ia'^fin ^. ＝ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420})은 4.05였다. 또한, TD의 인장 강도는 710㎫, 도전율은 31.8％IACS, LD의 R/t는 1.8, 응력 완화율은 8.3％, 피로 한도비는 0.49였다.

(제7 비교예)

판 두께를 조정하기 위한 냉간 압연율을 68％로 하고, 최종 재결정 어닐링 후의 결정 배향성을 나타내는 Ia'^ann ^. ＝ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420})을 2.91로 하고, 마무리 냉간 압연율을 60％로 한 것 이외는, 제8 실시예와 동일한 방법에 의해 동합금 판재를 얻었다. 이 비교예에서 얻어진 동합금 판재로부터 시료를 채취하여, 평균 결정 입경, X선 회절 강도, 인장 강도, 도전율, 굽힘 가공성, 응력 완화율, 피로 한도비에 대해, 제1 내지 제8 실시예와 동일한 방법에 의해 조사하였다. 그 결과, 평균 결정 입경은 5㎛ 미만이고, X선 회절 강도로부터 얻어진 동합금 판재의 결정 배향성을 나타내는 Ia'^fin ^. ＝ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420})은 4.07이었다. 또한, TD의 인장 강도는 730㎫, 도전율은 32.7％IACS, LD의 R/t는 2.6, 응력 완화율은 13.8％, 피로 한도비는 0.48이었다.

(제8 비교예)

용제한 동합금을 0.08질량％의 Ni와 0.09질량％의 Sn과 0.100질량％의 P와 0.21질량％의 Zn을 포함하고, 잔량부가 Cu로 이루어지는 동합금으로 하여, 700℃ 미만 내지 350℃에 있어서의 열간 압연율을 62％로 하고, 열간 압연 후의 석출 상태를 나타내는 (ρ_ST － ρ_H)/χ_P를 1.5로 하고, 판 두께를 조정하기 위한 냉간 압연율을 0％로 하고, 판 두께를 조정하기 위한 냉간 압연 후의 열처리를 생략하여, 최종 재결정 어닐링 전의 냉간 압연율을 89％로 하고, 최종 재결정 어닐링 후의 결정 배향성을 나타내는 Ia'^ann ^. ＝ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420})을 2.61로 하고, 마무리 냉간 압연율을 86％로 한 것 이외는, 제1 실시예와 동일한 방법에 의해 동합금 판재를 얻었다. 이 비교예에서 얻어진 동합금 판재로부터 시료를 채취하여, 평균 결정 입경, X선 회절 강도, 인장 강도, 도전율, 굽힘 가공성, 응력 완화율, 피로 한도비에 대해, 제1 내지 제8 실시예와 동일한 방법에 의해 조사하였다. 그 결과, 평균 결정 입경은 9.8㎛이고, X선 회절 강도로부터 얻어진 동합금 판재의 결정 배향성을 나타내는 Ia'^fin ^. ＝ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420})은 2.91이었다. 또한, TD의 인장 강도는 458㎫, 도전율은 67.4％IACS, LD의 R/t는 0.0, 응력 완화율은 13.2％, 피로 한도비는 0.55였다.

(제9 비교예)

용제한 동합금을 1.06질량％의 Ni와 0.78질량％의 Sn과 0.710질량％의 P와 0.03질량％의 Si와 0.11질량％의 Mn을 포함하고, 잔량부가 Cu로 이루어지는 동합금으로 하여, 제1 실시예와 동일한 방법에 의해 주조하여 얻어진 주조편을 열간 압연한바, 열간 압연의 도중에 균열이 발생하여 최종으로 평가할 수 있는 샘플을 작성할 수 없었다. 또한, 이 비교예에서는 열간 압연 후의 석출 상태를 나타내는 (ρ_ST － ρ_H)/χ_P가 1.8이었다.

(제10 비교예)

용제한 동합금을 1.06질량％의 Ni와 5.30질량％의 Sn과 0.038질량％의 P와 0.03질량％의 Si와 0.11질량％의 Mn을 포함하고, 잔량부가 Cu로 이루어지는 동합금으로 하여, 열간 압연 후의 석출 상태를 나타내는 (ρ_ST － ρ_H)/χ_P를 6.1로 하고, 최종 재결정 어닐링 후의 결정 배향성을 나타내는 Ia'^ann ^. ＝ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420})을 2.56으로 한 것 이외는, 제1 실시예와 동일한 방법에 의해 동합금 판재를 얻었다. 이 비교예에서 얻어진 동합금 판재로부터 시료를 채취하여, 평균 결정 입경, X선 회절 강도, 인장 강도, 도전율, 굽힘 가공성, 응력 완화율, 피로 한도비에 대해, 제1 내지 제8 실시예와 동일한 방법에 의해 조사하였다. 그 결과, 평균 결정 입경은 5㎛ 미만이고, X선 회절 강도로부터 얻어진 동합금 판재의 결정 배향성을 나타내는 Ia'^fin ^. ＝ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420})은 2.93이었다. 또한, TD의 인장 강도는 702㎫, 도전율은 17.5％IACS, LD의 R/t는 1.0, 응력 완화율은 9.1％, 피로 한도비는 0.56이었다.

이들의 실시예 및 비교예의 동합금 판재의 조성, 제조 조건, 조직 및 특성을 표 2 내지 표 6에 나타낸다.

표 5 및 표 6으로부터 알 수 있는 바와 같이, 제1 내지 제8 실시예의 동합금 판재는 모두 2.9 ≤ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420}) ≤ 4.0을 만족시키는 결정 배향을 갖고, 도전율이 30％IACS 이상이고, TD의 인장 강도가 600㎫ 이상이라고 하는 고강도를 갖고, LD의 R/t값이 0.5 이하의 우수한 굽힘 가공성을 갖는 동시에, 차량 탑재용 커넥터 등에 사용하는 경우에 중요해지는 TD의 응력 완화율이 7％ 이하의 우수한 내응력 완화 특성을 갖고, 피로 한도비가 0.55 이상의 우수한 피로 강도를 갖고 있다.

한편, 제1 내지 제7 비교예의 동합금 판재는 제1, 제4, 제5, 제8 실시예와 동일한 조성의 동합금의 원료로부터, 제1 내지 제8 실시예와 다른 제조 조건으로 제조한 동합금 판재이다. 이들 동합금 판재는 모두 Ia'^fin ^. ＝ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420})이 2.9 내지 4.0의 범위 외로 되어 있고, 피로 한도비가 0.55 미만이고, 강도, 굽힘 가공성, 내응력 완화 특성 및 피로 한도비의 모든 특성을 만족시키는 것은 없었다. 제1 비교예의 동합금 판재는 최종 재결정 어닐링 전의 냉간 압연율이 높고, 최종 재결정 어닐링 조건이 과어닐링으로 되는 조건이고, Ia'^ann ^. ＝ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420})이 2.5보다도 낮아져, 양호한 특성이 얻어지지 않고, 강도가 저하되었다. 한편, 제3 비교예의 동합금 판재는, 최종 재결정 어닐링 전의 냉간 압연율이 부족하고, 최종 재결정 어닐링 후의 결정 배향성을 나타내는 Ia'^ann ^.이 2.5에 도달하지 않고, 최종 공정 후의 결정 배향성을 나타내는 Ia'^fin ^. ＝ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420})도 2.9에 도달하지 않았다. 이 제3 비교예에서는, 강도를 목표치인 600㎫로 하기 위해, 마무리 압연율을 높게 설정하였지만, 굽힘 가공성이 저하되었다. 제2 비교예의 동합금 판재는 마무리 압하율이 지나치게 낮음으로써, 최종 공정 후의 결정 배향성을 나타내는 Ia'^fin ^.이 2.9에 도달하지 않았을 뿐만 아니라, 강도도 불충분했다. 제4 비교예의 동합금 판재는 열간 압연 시의 700℃ 미만으로부터 350℃의 온도 영역에 있어서의 압연량이나 압연 시간이 적었으므로 석출물의 양이 부족하고, 그 후의 냉간 압연과 어닐링에 의해 최종 재결정 어닐링 후의 결정 배향성을 나타내는 Ia'^ann ^.이 2.5에 도달하지 않고, 최종 공정 후의 결정 배향성을 나타내는 Ia'^fin ^.도 2.9에 도달하지 않았다. 제5 비교예의 동합금 판재는 열간 압연 시에 과잉으로 석출이 일어나도록 700℃ 미만으로부터 350℃의 온도 영역에 있어서의 압연을 시간을 들여 행하였으므로, 최종 공정 후의 결정 배향성을 나타내는 Ia'^fin ^.이 낮아졌을 뿐만 아니라, 굽힘 가공성, 내응력 완화 특성 및 피로 한도비 모두 양호하지 않았다. 제6 비교예의 동합금 판재는 마무리 압연율이 지나치게 높았으므로, 최종 공정 후의 결정 배향성을 나타내는 Ia'^fin ^.이 4.0을 초과하고 있고, 강도는 충분하지만, 굽힘 가공성, 내응력 완화 특성 및 피로 한도비 모두 양호하지 않았다. 제7 비교예의 동합금 판재는 최종 재결정 어닐링 조건이 부적절하고, 최종 재결정 어닐링 후의 결정 배향성을 나타내는 Ia'^ann.이 2.8을 초과하고 있고, 굽힘 가공성, 내응력 완화 특성 및 피로 한도비 모두 양호하지 않았다.

제8 내지 제10 비교예의 동합금 판재는 Ni, Sn 또는 P의 함유량이 소정의 범위 외인 것에 의해, 양호한 특성이 얻어지지 않았다. 제8 비교예의 동합금 판재는 Ni와 Sn의 함유량이 지나치게 낮음으로써 강도 레벨이 낮고, Zn을 첨가해도 강도를 향상시킬 수 없었다. 또한, 이 제8 비교예에서는, 열간 압연 후의 석출물이 적어, 결정립이 조대화되기 쉬운 경향이 있지만, 내응력 완화 특성의 열화도 나타났다. 제9 비교예에서는 P의 함유량이 지나치게 높았으므로, 열간 압연의 도중에 균열이 발생하여 최종적으로 평가할 수 있는 샘플을 작성할 수 없었다. 제10 비교예의 동합금 판재는 Sn의 함유량이 지나치게 높았으므로, 인장 강도가 높지만 도전율이 낮아져, 굽힘 가공성과 내응력 완화 특성도 떨어져 있었다.

Claims

0.1 내지 5질량％의 Ni와 0.1 내지 5질량％의 Sn과 0.01 내지 0.5질량％의 P를 포함하고, 잔량부가 Cu 및 불가피 불순물인 조성을 갖는 동합금 판재에 있어서, 동합금 판재의 압연면에 있어서의 분말 X선 회절법에 의해 측정된 {hkl} 결정면의 배향도를 f_{ _hkl _}로 하면, 2.9 ≤ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420}) ≤ 4.0을 만족시키는 결정 배향을 갖는 것을 특징으로 하는, 동합금 판재.
제1항에 있어서, 상기 동합금 판재가, 3질량％ 이하의 Fe, 5질량％ 이하의 Zn, 1질량％ 이하의 Mg, 1질량％ 이하의 Si 및 2질량％ 이하의 Co로 이루어지는 군으로부터 선택되는 1종 이상의 원소를 더 포함하는 조성을 갖는 것을 특징으로 하는, 동합금 판재.
제1항 또는 제2항에 있어서, 상기 동합금 판재가, Cr, B, Zr, Ti, Mn 및 V로 이루어지는 군으로부터 선택되는 1종 이상의 원소를 합계 3질량％ 이하의 범위에서 더 포함하는 조성을 갖는 것을 특징으로 하는, 동합금 판재.
0.1 내지 5질량％의 Ni와 0.1 내지 5질량％의 Sn과 0.01 내지 0.5질량％의 P를 포함하고, 잔량부가 Cu 및 불가피 불순물인 조성을 갖는 동합금의 원료를 용해하여 주조하는 용해ㆍ주조 공정과,
이 용해ㆍ주조 공정 후에 950℃ 내지 700℃의 온도 영역에서 최초의 압연 패스인 열간 압연을 행하는 동시에 700℃ 미만 내지 350℃의 온도 영역에서 열간 압연을 행하는 열간 압연 공정과,
이 열간 압연 공정 후에 압연율 60％ 이상으로 냉간 압연을 행하는 냉간 압연 공정과,
이 냉간 압연 공정 후에 도달 온도 400 내지 750℃로 재결정화를 행하는 재결정 어닐링 공정과,
이 재결정 어닐링 공정 후에 압연율 40 내지 95％로 냉간 압연을 행하는 마무리 냉간 압연 공정을 구비하고,
상기 열간 압연 공정에 있어서, 열간 압연 후의 동합금 판재의 비저항을 ρ_H(μΩㆍ㎝), 동일한 열간 압연 후의 동합금 판재를 900℃에서 30분간 유지한 후에 급냉했을 때의 비저항을 ρ_ST(μΩㆍ㎝), 동합금 판재가 주조 시에 함유하는 P의 농도를 χ_P(질량％)로 하고, 3 ≤ (ρ_ST － ρ_H)/χ_P ≤ 16을 만족시키도록 열간 압연을 행하고,
상기 재결정 어닐링 공정에 있어서, 최종 재결정 어닐링 후의 동합금 판재의 압연면에 있어서 분말 X선 회절법에 의해 측정된 {hkl} 결정면의 배향도를 f_{ _hkl _}로 하고, 2.5 ≤ (f_{220} ＋ f_{311} ＋ f_{420})/(0.27ㆍf_{220} ＋ 0.49ㆍf_{311} ＋ 0.49ㆍf_{420}) ≤ 2.8을 만족시키는 결정 배향을 갖도록, 400 내지 750℃의 온도 영역의 유지 시간 및 도달 온도를 설정하여 열처리를 행하는 것을 특징으로 하는, 동합금 판재의 제조 방법.
제4항에 있어서, 상기 동합금의 원료가, 3질량％ 이하의 Fe, 5질량％ 이하의 Zn, 1질량％ 이하의 Mg, 1질량％ 이하의 Si 및 2질량％ 이하의 Co로 이루어지는 군으로부터 선택되는 1종 이상의 원소를 더 포함하는 조성을 갖는 것을 특징으로 하는, 동합금 판재의 제조 방법.
제4항 또는 제5항에 있어서, 상기 동합금의 원료가, Cr, B, Zr, Ti, Mn 및 V로 이루어지는 군으로부터 선택되는 1종 이상의 원소를 합계 3질량％ 이하의 범위에서 더 포함하는 조성을 갖는 것을 특징으로 하는, 동합금 판재의 제조 방법.
제4항에 있어서, 상기 재결정 어닐링 전의 냉간 압연율을 60 내지 95％로 하는 것을 특징으로 하는, 동합금 판재의 제조 방법.
제4항에 있어서, 상기 마무리 냉간 압연 후에 150 내지 450℃의 저온 어닐링을 행하는 것을 특징으로 하는, 동합금 판재의 제조 방법.
제4항에 있어서, 상기 열간 압연 공정과 상기 냉간 압연 공정 사이에 있어서, 냉간 압연과 열처리를 이 순서로 반복하는 것을 특징으로 하는, 동합금 판재의 제조 방법.