KR20190078032A - 내식성과 균열전파 저항성이 우수한 열간 프레스 성형 부재 및 제조방법 - Google Patents

내식성과 균열전파 저항성이 우수한 열간 프레스 성형 부재 및 제조방법 Download PDF

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Abstract

본 발명은 내식성과 균열전파 저항성이 우수한 열간 프레스 성형 부재에 관한 것이다.
본 발명의 한가지 측면에 따른 열간 프레스 성형 부재는 소지강판; 및 상기 소지강판의 표면에 형성된 아연-철계 합금 도금층을 포함하고, 상기 아연-철계 합금 도금층은 소지강판과 접촉하는 연질의 제1층과 상기 제1층 위에 형성되는 경질의 제2층을 포함할 수 있다.

Description

내식성과 균열전파 저항성이 우수한 열간 프레스 성형 부재 및 제조방법{HOT PRESS FORMED PART HAVING IMPROVED RESISTANCE FOR CORROSION AND CRACK PROPAGATION AND METHOD FOR MANUFACTURING THE SAME}
본 발명은 내식성과 균열전파 저항성이 우수한 열간 프레스 성형 부재에 관한 것이다.
최근 석유 에너지 자원의 고갈과 환경에 관한 높은 관심으로 인하여 자동차의 연비 향상에 대한 규제는 날로 강력해지고 있다.
재료적인 측면에서 자동차의 연비를 향상시키기 위한 한가지의 방법으로서 사용되는 강판의 두께를 감소시키는 것을 들 수 있으나, 두께를 감소시킬 경우 자동차의 안전성에 문제가 발생할 수 있으므로, 반드시 강판의 강도 향상이 뒷받침되어야 한다.
이와 같은 이유로 고강도 강판에 대한 수요가 지속적으로 발생하였으며, 다양한 종류의 강판이 개발된 바 있다. 그런데, 이들 강판은 그 자체로 높은 강도를 가지고 있기 때문에 가공성이 불량하다는 문제가 있다. 즉, 강판의 등급별로 강도와 연신율의 곱이 항상 일정한 값을 가지려는 경향을 가지고 있기 때문에, 강판의 강도가 높아질 경우에는 가공성의 지표가 되는 연신율이 감소하게 된다는 문제가 있었다.
이러한 문제를 해결하기 위하여 열간 프레스 성형법이 제안된 바 있다. 열간 프레스 성형법은 강판을 가공하기 좋은 고온으로 가공한 후, 이를 낮은 온도로 급냉함으로써 강판 내에 마르텐사이트 등의 저온 조직을 형성시켜, 최종 제품의 강도를 높이는 방법이다. 이와 같이 할 경우에는 높은 강도를 가지는 부재를 제조할 때 가공성의 문제를 최소화 할 수 있다는 장점이 있다.
그런데, 상기 열간 프레스 성형법에 의할 경우에는 강판을 고온으로 가열하여야 하기 때문에 강판 표면이 산화되고 따라서 프레스 성형 이후에 강판 표면의 산화물을 제거하는 과정이 추가되어야 한다는 문제가 있었다.
이러한 문제점을 해결하기 위한 방법으로 미국 특허공보 6,564,604호에는 아연 도금한 강판에 열간 프레스 성형을 실시하는 방법을 개시하고 있다. 아연은 희생방식 성능이 뛰어나서, 알루미늄 도금에 비하여 우수한 내식성능을 갖추게 된다.
그러나, 아연도금강판을 열간 프레스 성형할 경우 마이크로 크랙이 부품의 소지강판에 형성되어 결함을 야기한다는 문제가 있었다. 이러한 문제점을 해결하기 위해서 가열로에서 블랭크를 추출한 후 마이크로 크랙이 발생하기 쉬운 영역을 미리 냉각함으로써 크랙이 발생하는 것을 억제하는 기술이 제안된 바 있으나, 이러한 기술은 추가적인 설비가 필요하여 제조 비용이 상승할 뿐만 아니라, 가열 온도가 높기 때문에 도금층 표면이 산화량이 증가하고 그에 따라 표면 산화층을 제거하는 과정이 필요하다는 문제가 있었다.
본 발명의 한가지 측면에 따르면, 별도의 추가적인 조작 없이 마이크로 크랙이 발생하는 것을 억제하면서도 높은 내식성을 가질 수 있는 열간 프레스 성형 부품 및 그 제조방법이 제공된다.
본 발명의 과제는 상술한 내용으로 한정되지 않는다. 본 발명이 속하는 기술분야에서 통상의 지식을 가지는 자라면 누구라도 본 발명 명세서의 전반적인 내용으로부터 본 발명의 추가적인 과제를 이해하는데 아무런 어려움이 없을 것이다.
본 발명의 한가지 측면에 따른 열간 프레스 성형 부재는 소지강판; 및 상기 소지강판의 표면에 형성된 아연-철계 합금도금층을 포함하고, 상기 아연-철계 합금 도금층은 소지강판과 접촉하는 연질의 제1층과 상기 제1층 위에 형성되는 경질의 제2층을 포함할 수 있다.
본 발명의 다른 한가지 측면에 따른 열간 프레스 성형 부재의 제조방법은 소지강판이 한쪽면 당 20~140g/m2의 도금량으로 도금된 아연도금강판을 준비하는 단계; 상기 아연도금강판을 가열하는 단계; 상기 아연도금강판을 열간에서 프레스 성형하면서 금형내 냉각하는 단계를 포함하고, 상기 아연도금강판을 가열하는 단계에서, 최고 가열온도는 Ac3+10℃ 온도 이상, 800℃이하이며, 상온에서 440℃까지 평균 승온속도가 3.0~4.8℃/초이며, 440℃에서 500℃까지 평균 승온속도가 1.0~3.9℃/초이고, 500℃에서 목표 가열온도까지 승온속도의 변화가 0.023~0.050℃/초2일 수 있다.
상술한 바와 같이, 본 발명은 열간 프레스 성형 부재의 표면에 경질 제2층과 연질 제1층의 2층의 합금 도금층을 형성함으로써 우수한 내식성을 유지하면서도 균열이 소지강판 내부에까지 전파되는 깊이를 줄일 수 있는 균열전파 저항성이 우수한 열간 프레스 성형 부재를 제공할 수 있다.
도 1은 발명예 1에 의해 제조된 부재의 도금층을 EPMA 분석기로 분석한 Zn 성분 매핑(mapping) 결과이다.
도 2는 발명예 1에 의해 제조된 부재를 GDS 분석기로 분석하여 얻은 Zn 및 Fe 프로파일이다.
도 3은 발명예 1에 의해 제조된 부재의 도금층 구조 및 회절 패턴을 확인하기 위하여 투과전자현미경(TEM)으로 도금층을 분석한 결과이다.
도 4는 발명예 1에 의해 제조된 부재의 도금층 경도를 확인하기 위하여 SEM 및 나노경도기 분석 장치를 이용하여 분석한 결과이다.
도 5는 발명예 2에 의해 제조된 부재의 도금층을 EPMA 분석기로 분석한 Zn 성분 매핑(mapping) 결과이다.
도 6은 발명예 2에 의해 제조된 부재를 GDS 분석기로 분석하여 얻은 Zn 및 Fe 프로파일이다.
도 7은 비교예 1에 의해 제조된 부재의 도금층을 EPMA 분석기로 분석한 Zn 성분 매핑(mapping) 결과이다.
도 8은 비교예 1에 의해 제조된 부재를 GDS 분석기로 분석하여 얻은 Zn 및 Fe 프로파일이다.
도 9는 비교예 3에 의해 제조된 부재의 도금층을 EPMA 분석기로 분석한 Zn 성분 매핑(mapping) 결과이다.
도 10은 비교예 3에 의해 제조된 부재를 GDS 분석기로 분석하여 얻은 Zn 및 Fe 프로파일이다.
도 11은 비교예 3에 의해 제조된 부재의 도금층 구조 및 회절 패턴을 확인하기 위하여 투과전자현미경(TEM)으로 도금층을 분석한 결과이다.
도 12는 비교예 3에 의해 제조된 부재의 도금층 경도를 확인하고 해당 부위별로 나타낸 주사전자현미경 사진이다.
도 13은 본 발명의 발명예와 비교예에 의해 제조된 열간 프레스 성형 부재의 형상을 관찰한 사진 및 부재의 부분단면도이다.
이하, 본 발명을 상세히 설명한다.
본 발명에서 특별히 달리 표현하지 아니하는 한, 강판 또는 도금층의 성분의 함량 단위는 중량을 기준으로 한다. 또한, 결정이나 조직의 비율은 특별히 달리 표현하지 아니하는 한 면적을 기준으로 한다.
본 발명의 발명자들은 아연 도금강판으로부터 제조된 열간 프레스 성형 부재에서 마이크로 크랙이 발생하는 원인을 분석한 결과, 부재의 소지강판에까지 마이크로 크랙이 발생되는 것은 도금층의 최표면에서부터 크랙이 발생하여 소지강판에까지 크랙이 전달되기 때문이라는 것을 발견하고 본 발명에 이르게 되었다.
본 발명은 상기와 같은 본 발명의 발명자들의 지견에 기초한 것으로서, 본 발명의 한가지 구현례에서는 열간 프레스 성형 부재가 소지강판과 상기 소지강판의 표면에 형성된 아연-철계 합금도금층을 포함하되, 상기 아연-철계 합금도금층이 소지강판과 접촉하는 연질의 제1층과 상기 제1층 위에 형성되는 경질의 제2층을 포함한다.
즉, 본 발명의 도금층은 물성이 명확하게 구분되는 연질 제1층과 경질 제2층을 포함한다. 상기 경질 제2층은 도금층 중에서는 최외곽층으로서 프레스 성형시 금형과 직접 접촉하였던 부분이다. 표면에 경질 제2층이 프레스의 금형과 접촉하면 경질 제2층은 전단응력이 집중되는 곳에서 크랙의 수를 증가시키면서 파쇄되어 윤활 작용을 행할 뿐만 아니라, 프레스에서 전달되는 하중을 분산시키는 역할을 할 수 있다. 따라서, 열간 프레스 성형 부재에서 형성되는 크랙의 깊이를 낮출 수 있다. 다만, 경질 제2층이 도금층 중에서 최외곽층으로 작용을 할 뿐, 그 위에 산화물 층, 도장층 기타 열간 프레스 성형 부재의 표면에 형성될 수 있는 도금층 이외의 갖가지 층들을 배제하는 의미는 아니다.
상기 경질 제2층의 아래 즉, 소지강판 측에 존재하는 연질 제1층은 혹시 제2층을 경유하여 하중이나 크랙이 전파된다고 하더라도 이를 효과적으로 정지시키는 역할을 한다. 따라서, 이와 같은 층 구조를 가지는 본 발명의 열간 프레스 성형 부재는 균열전파를 정지시키는 특성이 매우 우수하다.
본 발명의 한가지 구현례에 따르면 상기 경질 제2층은 150Hv 이상의 경도를 가질 수 있다. 즉, 충분한 하중 분산 및 윤활 작용을 하기 위해서는 상기 경질 제2층의 경도는 150 이상일 필요가 있으며, 경도가 높더라도 특별한 문제는 없으나 통상적인 아연-철계 합금의 경도 범위를 고려할 때, 상기 제2층의 경도의 상한을 500Hv로 설정할 수 있다.
또한, 상기 연질 제2층은 150Hv 미만, 바람직하게는 140Hv 이하의 경도를 가질 수 있다. 연질 제2층의 경도의 하한을 특별히 정할 필요는 없으나, 통상의 아연-철계 합금의 경도 범위를 고려할 때, 상기 연질 제2층의 경도의 하한을 50Hv이하로 정할 수 있다.
본 발명의 한가지 구현례에서, 도금강판을 두께방향으로 절단하였을 때 상기 경질 제1층과 상기 경질 제2층은 광학현미경이나 전자현미경 영상에서 층상으로 구분될 수 있으며, 상기 각 층의 경도는 상기 구분된 층 중 해당 영역의 두께방향 중심부에서 측정한 경도일 수 있다.
본 발명의 한가지 구현례에 따르면, 상기 경질 제2층은 Zn 함량이 40% 이상인 도금층일 수 있으며, 상기 연질 제1층은 Zn 함량이 40% 미만인 도금층일 수 있다. 본 발명의 한가지 구현례에 따르면 경질 제2층의 Zn 함량의 상한을 95%로 정할 수 있다. 상기 연질 제1층의 Zn 함량의 하한을 5%로 정할 수 있다. 이들 층의 Zn 함량은 주사전자현미경으로 관찰하여 각 해당층의 두께방향 중심부를 EDS로 측정하였을 때의 함량을 의미한다.
또한, 본 발명의 열간 프레스 성형 부재의 도금층은 전체적으로 BCC(체심입방격자) 구조의 결정을 면적 비율로 90% 이상 포함할 수 있다. 도금층이 체심입방격자를 90%이상 포함할 경우 열간 프레스 성형을 위한 가열 시 수소지연파괴에 대한 저항성이 우수해질 수 있다.
본 발명의 한가지 구현례에 따르면 상기 경질 제2층은 전체 도금층 두께의 10% 이상의 두께를 가질 수 있다 경질 제2층의 두께가 전체 도금층 두께의 10% 이상이 됨으로써 균열이 소지강판으로 전파되는 것을 효과적으로 방지할 수 있다. 상기 전체 도금층 두께에 대한 경질 제2층의 두께 비는 바람직하게는 15% 이상 일 수 있으며, 보다 바람직하게는 20% 이상일 수 있다. 다만, 경질 제2층의 두께가 너무 두꺼울 경우에는 상대적으로 연질 제1층의 두께가 작아서 도금 밀착성이 감소하고, 크랙이 소지강판으로 전달되는 것을 효과적으로 방지할 수 없으므로 상기 전체 도금층의 두께에 대한 경질 제2층의 두께 비는 90% 이하로 정할 수 있으며, 바람직하게는 80% 이하로 정할 수 있다.
또한, 본 발명의 한가지 구현례에 따르면 상기 경질 제2층은 캐피탈 감마(Γ)상을 면적 분율로 90% 이상 포함할 수 있다. 캐피탈 감마상은 BCC 구조를 가지고 경도가 본 발명의 한가지 구현례에 따른 범위를 충족하고, 아연 함량이 비교적 높다는 특징을 가진다. 즉, 캐피탈 감마상이 제2층으로 존재할 경우에는 적절한 경도 값을 가져서 상술한 바와 같이 하중을 분산하고 윤활 작용을 하여 균열이 전파하는 것을 정지시키는 역할을 할 뿐만 아니라, 비교적 높은 Zn 함량으로 인하여 도금층이 희생방식성능을 가질 수 있도록 할 수 있다. 경질 제2층에서 캐피탈 감마상의 비율의 상한은 특별히 정하지 아니하며, 100%까지 포함할 수도 있다.
또한, 상기 연질 제1층은 α-Fe상을 면적 분율로 90% 이상 포함할 수 있다. α-Fe 상은 BCC 구조의 상으로서, 경도 범위가 본 발명의 한가지 구현례에 따른 경도 범위를 충족하며, 소지강판과의 밀착성이 우수하여 도금층이 소지강판으로부터 잘 박리되지 않도록 함으로써 내식성이 저하되지 않도록 하는 역할을 한다. 연질 제1층에서 α-Fe상의 비율의 상한은 특별히 정하지 아니하며, 100%까지 포함할 수도 있다.
본 발명의 한가지 구현례에서는 경질 제2층과 연질 제1층에서 Fe와 Zn 함량의 합은 90% 이상일 수 있다. 상기 Fe와 Zn의 함량의 합계의 상한은 따로 정하지 아니하며 100%일 수도 있다.
본 발명에서는 열간 프레스 성형 부재의 소지강판으로 사용될 수 있는 것이라면 소지강판의 종류에 대해서는 특별히 제한하지 아니한다. 다만, 본 발명의 한가지 구현례에서는 상기 소지강판으로서 Mn을 3.1~15중량% 포함하는 것을 사용할 수 있다.
즉, Mn은 고용강화 효과를 확보할 수 있을 뿐만 아니라 열간 프레스 성형 부재에 있어서 마르텐사이트를 확보하기 위한 오스테나이트화(Austenitization) 온도를 저감시키는 역할을 한다. 본 발명의 한가지 구현례에 따른 2층 구조의 도금층을 형성하기 위한 한가지 인자로서 열간 프레스 성형시의 가열 온도를 들 수 있는데, Mn을 3.1% 이상 함유함으로써 열간 프레스 성형시의 가열 온도를 800℃ 이하로 할 수 있다. 또한, 강판의 강도를 적절하게 유지함으로써 열간 프레스 성형 공정 작업성을 확보하고, 제조원가를 절감하며, 점용접성을 향상시킬 뿐만 아니라 적정량의 마르텐사이트를 생성시킴으로써 초고강도를 확보할 수 있다는 점에서 상기 Mn 함량은 15% 이하로 할 수 있으며, 본 발명의 한가지 구현례에서는 12% 이하, 또는 10% 이하로 할 수 있다.
나머지 성분에 대해서는 특별히 제한하지 아니하나, 본 발명의 한가지 구현례에서 상기 소지강판은 C: 0.04~0.3%, Si: 0.01~2%, Al: 0.001~1.0%, P: 0.05% 이하, S: 0.02% 이하 및 N: 0.02% 이하를 더 포함할 수 있다. 이하, 각 원소별로 함량을 제한하는 이유에 대하여 간략히 설명한다.
C: 0.04~0.3%
상기 C는 열처리 부재의 강도를 상향시키기 위해 필수적인 원소로서 적정한 양으로 첨가될 수 있다. 즉, 열처리 부재의 강도를 충분하기 확보하기 위해서 상기 C는 0.04% 이상 첨가될 수 있다. 한가지 구현례에서는 상기 C 함량의 하한은 0.1%일 수 있다. 다만, 그 함량이 너무 높으면 냉연재를 생산하는 경우 열연재를 냉간압연할 때 열연재 강도가 너무 높아 냉간압연성이 크게 열위하게 될 뿐만 아니라, 점용접성을 크게 저하시키기 때문에, 충분한 냉간압연성과 점용접성을 확보하기 위해 0.3% 이하로 첨가될 수 있다. 또한, 상기 C 함량은 0.25% 이하 또한 0.2% 이하로 그 함량을 제한할 수도 있다.
Si: 0.01~2%
상기 Si는 제강에서 탈산제로 첨가되어야 할 뿐만 아니라, 열간 프레스 성형 부재의 강도에 가장 크게 영향을 미치는 탄화물 생성을 억제할 뿐만 아니라, 열간 프레스 성형에 있어서 마르텐사이트 생성 후 마르텐사이트 래쓰(lath) 입계로 탄소를 농화시켜 잔류오스테나이트를 확보하기 위하여 0.01% 이상의 함량으로 첨가될 수 있다. 또한, 압연 후 강판에 아연 또는 아연합금화 도금을 행할때 충분한 도금성을 확보하기 위해서 상기 Si 함량의 상한을 2%로 정할 수 있다. 본 발명의 한가지 구현례에서는 상기 Si 함량을 1.5% 이하로 제한할 수도 있다.
Al: 0.001~1.0%
상기 Al은 Si과 더불어 제강에서 탈산 작용을 하여 강의 청정도를 높일 수 있으므로 0.001% 이상의 함량으로 첨가될 수 있다. 또한, Ac3 온도가 너무 높아지지 않도록 하여 열간 프레스 성형시 필요한 가열을 적절한 온도범위에서 할 수 있도록 하기 위하여 상기 Al의 함량은 1.0% 이하로 할 수 있다.
P: 0.05% 이하
상기 P는 강내에 불순물로서 존재하며, 가급적 그 함량이 적을수록 유리하다. 따라서, 본 발명의 한가지 구현례에서 P는 0.05% 이하의 함량으로 포함될 수 있다. 본 발명의 다른 한가지 구현례에서 P는 0.03% 이하로 제한될 수도 있다. P는 적으면 적을수록 유리한 불순물 원소이기 때문에 그 함량의 상한을 특별히 정할 필요는 없다. 다만, P 함량을 과도하게 낮추기 위해서는 제조비용이 상승할 우려가 있으므로, 이를 고려할 경우에는 그 하한을 0.001%로 할 수도 있다.
S: 0.02% 이하
상기 S는 강 중에 불순물로서, 부재의 연성, 충격특성 및 용접성을 저해하는 원소이기 때문에 최대함량을 0.02%로 할 수 있으며, 바람직하게는 0.01% 이하로 할 수 있다. 또한 그 최소함량이 0.0001% 미만에서는 제조비용이 상승될 수 있으므로, 본 발명의 한가지 구현례에서는 그 함량의 하한을 0.0001%로 할 수 있다.
N: 0.02% 이하
상기 N은 강 중에 불순물로 포함되는 원소로서, 슬라브 연속주조시에 크랙 발생에 대한 민감도를 감소시키고, 충격특성을 확보하기 위해서는 그 함량이 낮을 수록 유리하며, 따라서 0.02% 이하로 포함할 수 있다. 하한을 특별히 정할 필요가 있으나, 제조비용의 상승 등을 고려하여 한가지 구현례에서 N 함량을 0.001% 이상으로 정할 수도 있다.
본 발명에서는 필요에 따라, 상술한 강 조성에 더하여 Cr, Mo 및 W으로 이루어진 그룹에서 선택된 1종 이상의 합: 0.01~4.0%, Ti, Nb, Zr 및 V으로 이루어진 그룹에서 1종 이상의 합: 0.001~0.4%, Cu + Ni: 0.005~2.0%, Sb + Sn: 0.001~1.0% 및 B: 0.0001~0.01% 중에서 하나 이상을 추가로 첨가할 수 있다.
Cr, Mo 및 W으로 이루어진 그룹에서 선택된 1종 이상의 합 : 0.01~4.0%
상기 Cr, Mo 및 W은 경화능 향상과, 석출강화 효과를 통한 강도 및 결정립 미세화를 확보할 수 있으므로, 이들 1종 이상을 함량 합계 기준으로 0.01% 이상 첨가할 수 있다. 또한, 부재의 용접성을 확보하기 위해서 그 함량을 4.0% 이하로 제한할 수도 있다. 또한, 이들 원소의 함량이 4.0%를 초과 하면 더이상의 효과 상승도 미약하기 때문에 함량을 4.0% 이하로 제한할 경우 추가적인 원소 첨가에 따른 비용 상승을 방지할 수도 있다.
Ti, Nb, Zr 및 V로 이루어진 그룹 중 선택된 1종 이상의 합 : 0.001~0.4%
상기 Ti, Nb 및 V은 미세 석출물 형성으로 열처리 부재의 강판 향상과, 결정립 미세화에 의해 잔류 오스테나이트 안정화와 충격인성 향상에 효과가 있으므로 이들 중 1종 이상을 함량의 합계로 0.001% 이상 첨가할 수 있다. 다만, 그 첨가량이 0.4%를 초과하면 그 효과가 포화될 뿐만 아니라 과다한 합금철 첨가로 비용 상승을 초래할 수 있다.
Cu + Ni: 0.005~2.0%
상기 Cu와 Ni는 미세 석출물을 형성시켜 강도를 향상시키는 원소이다. 상술한 효과를 얻기 위해서 이들 중 하나 이상의 성분의 합을 0.005% 이상으로 할 수 있다. 다만, 그 값이 2.0%를 초과하면 과다한 비용 증가가 되기 때문에 그 상한을 2.0%로 한다.
Sb + Sn: 0.001~1.0%,
상기 Sb와 Sn은 Al-Si도금을 위한 소둔 열처리 시, 표면에 농화되어 Si 또는 Mn 산화물이 표면에 형성되는 것을 억제하여 도금성을 향상시킬 수 있다. 이와 같은 효과를 얻기 위해서 이들 원소의 함량 합계가 0.001% 이상이 되도록 첨가할 수 있다. 다만, 함량 합계가 1.0%를 초과하면 과다한 합금철 비용 뿐만 아니라 슬라브 입계에 고용되어 열간압연 시 코일 에지(edge) 크랙을 유발시킬 수 있기 때문에 그 상한을 1.0%로 한다.
B: 0.0001~0.01%
상기 B은 소량의 첨가로도 경화능을 향상시킬 수 있을 뿐만 아니라, 구오스테나이트 결정립계에 편석되어 P 또는/및 S의 입계 편석에 의한 열간 프레스 성형 부재의 취성을 억제할 수 있는 원소이다. 따라서 B는 0.0001% 이상 첨가될 수 있다. 다만, 0.01%를 초과하면 그 효과가 포화될 뿐만 아니라, 열간압연에서 취성을 초래하므로 그 상한을 0.01%로 할 수 있으며, 한가지 구현례에서는 상기 B 함량을 0.005% 이하로 할 수 있다.
상술한 성분 이외의 잔부로서는 철 및 불가피한 불순물을 들 수 있으며, 또한 그 밖에 열간 성형용 강판에 포함될 수 있는 성분이라면 특별히 추가적인 첨가를 제한하지 않는다.
본 발명에서 소지강판이라 함은 열간 프레스 성형을 거쳐서, 부품 상태로 제조된 열간 프레스 성형 부재의 강재 영역의 것을 의미하는 것으로서 판 형태의 강판만을 의미하는 것은 아니고 다양한 부품의 형상을 가지는 것까지 포함하는 의미이다. 또한, 본 발명의 한가지 구현례에서는 상기 소지강판을 포함하는 열간 프레스 성형 부재는 1000MPa 이상의 인장강도를 가질 수 있으며, 바람직하게는 1200MPa 이상, 더욱 바람직하게는 1400MPa 이상의 인장강도를 가질 수 있다.
상술한 조건의 아연 또는 아연합금 도금강판을 제조할 수 있다면 본 발명의 아연 또는 아연합금 도금강판의 제조방법은 특별히 제한되지 않는다. 다만, 한가지 비제한적인 예를 들면 다음과 같다.
이하, 본 발명의 일측면에 따른 열간 프레스 성형 부재의 제조방법의 한가지 예를 설명하면 아래와 같다. 다만, 하기하는 열간 프레스 성형 부재의 제조방법은 한가지 예시로서 본 발명의 열간 프레스 성형 부재가 반드시 본 제조방법에 의해 제조되어야 한다는 것은 아니며, 어떠한 제조방법이라도 본 발명의 청구범위에 기재된 열간 프레스 성형 부재의 조건을 충족하는 방법이라면 본 발명의 각 구현례를 구현하는데 사용함에 아무런 문제가 없다는 것에 유의할 필요가 있다.
즉, 본 발명의 열간 프레스 성형 부재는 아연도금이 실시된 아연도금강판을 준비한 후, 상기 아연도금강판에 대하여 열간 프레스 성형을 실시함으로써 제조될 수 있다. 구체적인 조건에 대해서 아래에서 설명한다.
[아연도금강판의 준비]
본 발명의 열간 프레스 공정에 사용되는 전기아연도금강판은 반드시 이로 제한하는 것은 아니나, 아래의 조건을 갖춘 것으로 준비할 수 있다.
소지강판이 한쪽면 당 20~140g/m 2 의 도금량으로 도금된 아연도금강판을 준비
열간 프레스 성형 부재에 상술한 조건의 도금층을 형성시키기 위해 아연도금강판을 준비하는 단계가 필요하다. 본 발명의 한가지 구현례에서는 도금강판으로서 아연도금욕에 소지강판을 침지하여 도금한 갈바나이즈드(Galvanized, GI) 도금 또는 아연도금욕에 소지강판을 침지하여 도금한 후 이를 합금화 처리하여 얻은 갈바어닐드(Galvaannealed, GA) 도금을 실시한 도금강판이나, 소지강판의 표면을 아연계 전기도금하여 얻은 도금강판을 이용할 수 있다. 갈바나이즈드 도금이나 갈바어닐드 도금에서 도금욕은 본 발명이 속하는 기술분야에서 일반적으로 사용되는 소량의 첨가성분, 예컨대 Al 등을 더 포함할 수 있으며, 통상의 기술자라면 도금욕에 첨가되는 합금성분의 종류와 함량을 파악하는데 아무런 어려움도 없을 것이다. 그 뿐만 아니라, 아연계 전기 도금의 경우에도 순수한 Zn 뿐만 아니라, Zn-Fe 또는 Zn-Ni계와 같은 합금 도금층도 충분히 이용할 수 있다. 본 발명의 한가지 구현례에 따르면 소지강판에 부착되는 도금량은 한쪽 면 기준으로 20~140g/m2일 수 있다. 열간 프레스 성형을 위한 가열시 충분한 합금화를 유도하여 표면에 경질의 제2층을 형성시키고 미합금화 된 액상의 Zn에 의한 액상금속취화(Liquid Metal Embrittlement, LME) 위해서는 상기 도금량은 140g/m2 이하로 할 수 있으며, 충분한 내식성을 확보하기 위하여 상기 도금량을 20g/m2 이상으로 할 수 있다. 상기 도금량은 바람직하게는 30~120g/m2일 수 있으며, 보다 바람직하게는 40~100g/m2일 수 있다.
[가열 공정]
본 발명의 한가지 구현례에서는 준비된 도금강판을 적절한 조건으로 열간 프레스 성형하기 위해서 적절한 온도범위와 가열 조건으로 가열하는 과정이 수행된다.
최고 가열온도를 Ac3+10℃ 온도 이상, 800℃이하로 함
강판의 강도를 확보하기 위해서는 강판이 냉각시 마르텐사이트로 변태될 수 있도록 오스테나이트화 할 필요가 있다. 이를 고려하여, 최고 가열온도를 Ac3+10℃ 이상으로 할 수 있다. 또한, 본 발명에서 원하는 도금층 구조를 확보하고, 부재 표면에 다량의 산화물이 형성되어 점용접성을 저하시키는 것을 방지하기 위해서 상기 목표 가열온도는 800℃ 이하로 할 수 있다. 이때, 본 발명의 한가지 구현례에서는 각 온도 구간별로 승온속도를 하기하는 바와 같이 조절하여, 본 발명의 유리한 효과를 얻을 수 있다.
상온에서 440℃까지 평균 승온속도를 3.0~4.8℃/초로 함
상기 도금 강판을 가열함에 있어서 본 발명에서 목적으로 하는 우수한 내식성 및 균열전파 저항성을 확보하기 위하여 상온에서 440℃까지 평균 승온속도를 제한할 수 있다. 상기 평균 승온속도는 도금층의 구조를 2층으로 하기 위해서 실시될 수 있으며 평균 승온속도가 3.0℃/초 미만에서는 열간성형 공정에서 생산성을 확보하기 어렵고, 4.8℃/초 초과에서는 안정적인 α-Fe 층을 연속적으로 확보하기 곤란하다.
440℃에서 500℃까지 평균 승온속도를 1.0~3.9℃/초로 함
440℃까지 가열된 블랭크는 500℃까지 평균 승온속도를 제한할 수도 있다. 상기 평균 승온속도가 1.0℃/초 미만에서는 본 발명에서 목적으로 하는 도금층 구조를 확보하기 유리하지만, 생산성이 저하되는 문제가 발생할 수 있고, 3.9℃/초 초과에서는 급격한 Zn의 용융으로 인하여 불균일한 합금화가 발생하여 균열 저항성을 확보하기 곤란할 수 있다.
500℃에서 목표 가열온도까지 승온속도의 변화를 0.023~0.050℃/초 2 로 함
500℃까지 가열된 블랭크는 목표 가열온도까지 승온속도의 변화를 제한할 수도 있다. 여기서 승온속도의 변화라 함은 500℃에서 목표 온도까지 승온곡선(시간-온도)을 2차식으로 구한 후 이를 2차 미분했을 때 얻어지는 상수값을 의미한다. 상기 승온속도의 변화가 0.023℃/초2 미만일 경우 빠른 가열로 인하여 생산성은 향상시킬 수 있지만, 불균일한 합금화가 다시 발생할 수 있고, 0.050℃/초2 초과에서는 본 발명의 목적을 쉽게 달성할 수 있지만, 생산성이 저하되는 문제점을 가질 수 있다.
[프레스 성형 및 냉각공정]
이후, 가열된 아연도금강판을 프레스 성형하면서 금형내에서 냉각을 실시한다. 프레스 성형 및 냉각은 통상의 열간 프레스 성형 방식을 사용할 수 있으므로 본 발명에서 특별히 제한하지 아니하나, 본 발명의 한가지 구현례에서는 상기 열간 프레스 성형의 개시온도는 Ac1 이상일 수 있으며, 프레스 성형시 금형내 냉각속도는 마르텐사이트가 생성되는 임계 냉각속도 이상일 수 있다. 냉각속도의 상한은 특별히 제한하지 아니하며, 프레스의 냉각 성능에 의하여 정해질 수 있다.
이하, 실시예를 통하여 본 발명을 보다 상세히 설명한다. 다만, 하기하는 실시예는 본 발명을 예시하여 보다 구체화하기 위한 것일 뿐 본 발명의 권리범위를 제한하기 위한 것이 아니다. 본 발명의 권리범위는 특허청구범위에 기재된 사항과 이로부터 합리적으로 유추되는 사항에 의하여 결정되는 것이기 때문이다.
(실시예)
발명예 1
하기 표 1의 조성을 가지는 냉간압연 강판을 준비하였다. 강판의 표면에 Zn-0.22%Al 조성을 가지는 도금욕으로 강판 표면을 도금하였다. 도금 시 도금량은 한쪽 면당 70g/m2으로 조절하였고, 이 후 코일을 권취하였다.
원소 C Si Mn Al P S N 추가 원소
함량(%) 0.13 0.1 6.7 0.03 0.009 0.003 0.0076 불순물
상기와 같이 도금된 강판을 다음과 같은 조건으로 720℃까지 가열하고, 프레스 성형하였다.
가열시 분위기: 대기
상온~440℃까지 승온속도: 4.0℃/초
440~500℃까지 승온속도: 2.4℃/초
500~720℃까지 승온속도 변화: 0.031℃/초2
총 가열시간: 8분
공냉시간: 10초 (프레스에서 취출해서 프레스 성형을 개시할 때까지의 시간)
프레스 냉각속도: 100℃/초
상기와 같이 프레스 성형된 부재의 도금층을 EPMA 분석기로 분석해 본 결과 도 1과 같은 형태의 Zn 성분 매핑 결과를 얻을 수 있었으며, 도금층 표면에서 소지강판과의 경계에 이르기까지 Zn 성분의 함량에 따라 크게 두 개의 층으로 이루어져 있는 것을 확인할 수 있었다. 또한 Zn 함량이 많은 경질 제2층(Zn 도금층(II))과 전체 도금층 두께의 비를 주사전자현미경(SEM)으로 분석한 결과로부터 다섯 부위를 평균한 결과 44.6%이었다.
또한 상기 부재를 GDS 분석기로 분석해 본 결과 도 2와 같은 Zn 및 Fe 프로파일을 얻을 수 있었으며, EPMA 결과와 유사한 두 개의 층으로 이루어지는 것을 확인할 수 있었다.
상기 부재의 도금층 구조를 확인하기 위하여 투과전자현미경(TEM)으로 도금층을 분석한 결과, 도 3과 같은 도금층 구조 및 대표 회절 패턴을 얻을 수 있었으며, 이를 바탕으로 각 위치에 대한 상 분석을 수행하였으며, 또한 각 위치에서 EDS 성분 및 회절 패턴 분석 결과는 표 2와 같다. 이때 회절패턴은 200KeV 전압에서 camera length를 400mm로 하여 측정하였다. 표 2에서 볼 수 있듯이, 위치 1, 2, 3, 4는 경질 제2층을 나타내고, 위치 5, 6은 연질 제1층을 나타낸다.
위치 상(phase) 결정구조 Zn (중량%) Fe (중량%) Mn (중량%)
1 캐피탈 감마 BCC 57.9 39.0 2.9
2 캐피탈 감마 BCC 67.7 29.1 3.0
3 캐피탈 감마 BCC 67.0 29.5 3.0
4 캐피탈 감마 BCC 67.5 29.1 3.2
5 α-Fe(Zn) BCC 31.4 65.0 3.4
6 α-Fe(Zn) BCC 24.4 71.4 3.9
상기 부재의 도금층 경도를 확인하기 위하여 SEM 및 나노경도기 분석 장치를 이용하여 분석한 결과는 도 4와 같다. 이 때 경도 측정 시 하중은 2g으로 하였다. Zn함량이 많은 경질 제2층(도금층(II))의 경도는 347로서 Zn 함량이 적은 연질 제1층(도금층(I))에 비하여 2~4배 높은 것을 확인할 수 있었다. 또한, 경질 제2층은 캐피탈 감마상이 실질적으로 전 영역을 점하고 있었으며, 연질 제1층은 α-Fe상이 실질적으로 전 영역을 점유하고 있었다.
이 때 열간성형 부재의 인장 강도는 1658MPa로서 낮은 가열온도에서도 초고강도를 확보할 수 있었다.
발명예 2
하기 표 3의 조성을 가지는 열간 프레스 성형용 냉간압연 강판을 준비하였다. 강판의 표면에 Zn-0.14%Al 조성을 가지는 도금욕으로 강판 표면을 도금하였다. 도금 시 도금량은 한쪽 면당 70g/m2으로 조절하였고, 이 후 530℃에서 합금화 처리한 이 후 코일을 권취하였다.
원소 C Si Mn Al P S N 추가 원소
함량(%) 0.13 0.1 6.7 0.03 0.009 0.003 0.0076 Ti: 0.03, B: 0.003
상기와 같이 도금된 강판을 다음과 같은 조건으로 760℃까지 가열하고, 프레스 성형하였다.
가열시 분위기: 대기
상온~440℃까지 승온속도: 4.2℃/초
440~500℃까지 승온속도: 2.6℃/초
500~760℃까지 승온속도 변화: 0.035℃/초2
총 가열시간: 7분
공냉시간: 10초 (프레스에서 취출해서 프레스 성형을 개시할 때까지의 시간)
프레스 냉각속도: 100℃/초
상기와 같이 프레스 성형된 부재의 도금층을 EPMA 분석기로 분석해 본 결과 도 5과 같은 형태의 Zn 성분 매핑 결과를 얻을 수 있었으며, 도금층 표면에서 소지강판과의 경계에 이르기까지 Zn 성분의 함량에 따라 크게 두 개의 층으로 이루어져 있고 그 중에서 경질 제2층(Zn 도금층(II))의 두께가 감소한 것을 확인할 수 있었다. 또한 전체 도금 층 두께 대비 Zn 함량이 많은 경질 제2층(Zn 도금층(II)) 두께의 비를 주사전자현미경(SEM)으로 분석한 결과로부터 다섯 부위를 평균한 결과 29.6% 이었다.
또한 상기 부재를 GDS 분석기로 분석해 본 결과 도 6과 같은 Zn 및 Fe 프로파일을 얻을 수 있었으며, EPMA 결과와 유사한 두 개의 층으로 이루어지는 것을 확인할 수 있었다. 경질 제2층의 두께 방향 중심부에서의 경도는 325Hv 이었으며, 연질 제1층의 두께 방향 중심부의 경도는 117Hv 이었다. 또한, 경질 제2층은 캐피탈 감마상이 실질적으로 전 영역을 점하고 있었으며, 연질 제1층은 α-Fe상이 실질적으로 전 영역을 점유하고 있었다.
이 때 열간성형 부재의 인장 강도는 1682MPa로서 낮은 가열온도에서도 초고강도를 확보할 수 있었다.
비교예 1
상기 표 3의 조성을 가지는 열간 프레스 성형용 냉간압연 강판을 준비하였다. 강판의 표면에 Zn-0.14%Al 조성을 가지는 도금욕으로 강판 표면을 도금하였다. 도금 시 도금량은 한쪽 면당 70g/m2으로 조절하였고, 이 후 530℃에서 합금화 처리한 이 후 코일을 권취하였다.
상기와 같이 도금된 강판을 다음과 같은 조건으로 900까지 가열하고, 프레스 성형하였다.
가열시 분위기: 대기
상온~440℃까지 승온속도: 4.9℃/초
440~500℃까지 승온속도: 4.0℃/초
500~900℃까지 승온속도 변화: 0.022℃/초2
총 가열시간: 6분
공냉시간: 10초 (프레스에서 취출해서 프레스 성형을 개시할 때까지의 시간)
프레스 냉각속도: 100/초
상기와 같이 프레스 성형된 부재의 도금층을 EPMA 분석기로 분석해 본 결과 도 7과 같은 형태의 Zn 성분 매핑 결과를 얻을 수 있었으며, 도금층 표면에서 소지강판과의 경계에 이르기까지 Zn 성분의 함량은 발명예 1과 2와 다르게 1개의 층으로 이루어져 있는 것을 확인할 수 있었으며, 연질 제1층(Zn 도금층(I))의 두께에 대한 경질 제2층(Zn 도금층(II))의 두께의 비는 거의 0에 가까웠다.
또한, 상기 부재를 GDS 분석기로 분석해 본 결과 도 8과 같은 Zn 및 Fe 프로파일을 얻을 수 있었으며, 도금층 중앙부에서 Zn 함량은 약 30~40% 수준이었다.
이 때 열간성형 부재의 인장 강도는 1574MPa로서 초고강도를 확보할 수 있었지만, Zn 함량이 낮은 연질 제1층(Zn 도금층(I))으로만 도금층이 이루어져 있었다. 연질 제1층의 두께 방향 중심부의 경도는 109Hv 이었다. 또한, 연질 제1층은 α-Fe상이 실질적으로 전 영역을 점유하고 있었다.
비교예 2
하기 표 4의 조성을 가지는 열간 프레스 성형용 냉간압연 강판을 준비하였다. 강판의 표면에 Zn-0.23%Al 조성을 가지는 도금욕으로 강판 표면을 도금하였다. 도금 시 도금량은 한쪽 면당 70g/m2으로 조절하였고, 이 후 코일을 권취하였다
원소 C Si Mn Al P S N 추가 원소
함량(%) 0.22 0.25 1.3 0.04 0.012 0.002 0.051 Ti: 0.02, B: 0.003
상기와 같이 도금된 강판을 다음과 같은 조건으로 740℃까지 가열하고, 프레스 성형하였다.
가열시 분위기: 대기
상온~440℃까지 승온속도: 4.1℃/초
440~500℃까지 승온속도: 2.5℃/초
500~740℃까지 승온속도 변화: 0.034℃/초2
총 가열시간: 8분
공냉시간: 10초 (프레스에서 취출해서 프레스 성형을 개시할 때까지의 시간)
프레스 냉각속도: 100/초
상기와 같이 프레스 성형된 부재의 인장강도는 631MPa로서 본 발명에서 추구하는 초고강도를 확보할 수 없었다.
비교예 3
상기 표 4의 조성을 가지는 열간 프레스 성형용 냉간압연 강판을 준비하였다. 강판의 표면에 Zn-0.23%Al 조성을 가지는 도금욕으로 강판 표면을 도금하였다. 도금 시 도금량은 한쪽 면당 70g/m2으로 조절하였고, 이 후 코일을 권취하였다
상기와 같이 도금된 강판을 다음과 같은 조건으로 900℃까지 가열하고, 프레스 성형하였다.
가열시 분위기: 대기
상온~440℃까지 승온속도: 5.1℃/초
440~500℃까지 승온속도: 4.3℃/초
500~740℃까지 승온속도 변화: 0.020℃/초2
총 가열시간: 6분
공냉시간: 10초 (프레스에서 취출해서 프레스 성형을 개시할 때까지의 시간)
프레스 냉각속도: 100℃/초
상기와 같이 프레스 성형된 부재의 도금층을 EPMA 분석기로 분석해 본 결과 도 9와 같은 형태의 Zn 성분 매핑 결과를 얻을 수 있었으며, 도금층 표면에서 소지강판과의 경계에 이르기까지 Zn 성분의 함량은 발명예 1 및 발명예 2와 다르게 1개의 층으로 이루어져 있는 것을 확인할 수 있었으며, 전체 도금층 두께에 대한 경질 제2층(Zn 도금층(II))의 두께의 비는 거의 0에 가까웠다.
또한 상기 부재를 GDS 분석기로 분석해 본 결과 도 10과 같은 Zn 및 Fe 프로파일을 얻을 수 있었으며, 도금층 중앙부에서 Zn 함량은 약 10~40% 수준이었다.
상기 부재의 도금층 구조를 확인하기 위하여 투과전자현미경(TEM)으로 도금층을 분석한 결과, 도 11과 같은 도금층 구조 및 대표 회절 패턴을 얻을 수 있었으며, 이를 바탕으로 각 위치에 대한 상 분석을 수행하였으며, 또한 각 위치에서 EDS 성분 및 회절 패턴 분석 결과는 표 5와 같다. 이 때 회절패턴은 200KeV 전압에서 camera length를 400mm로 한 조건 하에서 측정하였다.
위치 상(phase) 결정구조 Zn (중량%) Fe (중량%) Mn (중량%)
1 α-Fe(Zn) BCC 35.5 64.2 -
2 α-Fe(Zn) BCC 37.1 62.5 -
3 α-Fe(Zn) BCC 34.2 65.6 -
상기 부재의 도금층 경도를 확인하기 위하여 SEM 및 나노경도기 분석 장치를 이용하여 분석한 결과는 도 12와 같다. 이 때 경도 측정 시 하중은 2g으로 하였다. Zn 함량이 연질 제1층(적은 도금층(I))의 경도는 116으로서 낮았다. 또한, 연질 제1층은 α-Fe상이 실질적으로 전 영역을 점유하고 있었다.
열간성형 후 소정의 인장강도 1000MPa 이상을 보이는 상기 발명예 및 비교예로부터 얻어진 도 13과 같은 HAT 형상을 갖는 부재의 평면부에서는 도장 처리 후 복합부식시험 (Cyclic corrosion test)을 실시하여 십자흠에 블리스터가 발생하는 정도를 관찰하였다. 복합부식시험은 1 싸이클은 '습윤 분위기 노출 2시간-염수분무 노출 2시간-건조 1시간-습윤 분위기 노출 6시간-건조 2시간- 습윤 분위기 노출 6시간-냉각 3시간'의 24시간으로 하고 총 50 싸이클을 유지하였다. 또한 도 13과 같은 HAT 형상을 갖는 부재의 측면부에서는 소지철을 관통하는 균열(crack) 깊이를 광학으로 다섯 부위를 측정하여 최대 길이를 분석한 결과는 표 6과 같다.
구분 최대 블리스터 폭(mm) 최대 균열깊이(㎛)
발명예 1 0.6 6.2
발명예 2 0.9 8.4
비교예 1 1.9 18.6
비교예 3 2.2 19.3
발명예 1과 2는 최대 블리스터 폭은 1mm 이하임과 동시에 최대 균열 깊이 또한 10㎛이하로서 도장 내식성 및 균열 저항성이 우수한 것을 확인할 수 있었다. 반면에 비교예 1과 3은 최대 블리스터 폭이 각각 1.9와 2.2mm로서 도장 후 내식성이 열위할 뿐만 아니라, 소지철을 관통한 최대 크랙 깊이가 각각 18.6과 19.3㎛로서 균열 저항성이 열위한 것을 알 수 있었다.
이상 살펴본 바와 같이, 본 발명에서와 같이 열간 프레스 성형용 도금강판의 성분 및 열간성형 가열 조건을 제어할 경우 도금층의 균열 발생이 억제될 뿐만 아니라 도장 후 내식성이 우수한 열간 프레스 성형 부품을 얻을 수 있다. 따라서, 본 발명의 유리한 효과를 확인할 수 있었다.

Claims (15)

  1. 소지강판; 및
    상기 소지강판의 표면에 형성된 아연-철계 합금 도금층
    을 포함하고,
    상기 아연-철계 합금 도금층은 소지강판과 접촉하는 연질의 제1층과 상기 제1층 위에 형성되는 경질의 제2층을 포함하는
    열간 프레스 성형 부재.
  2. 제 1 항에 있어서,
    상기 경질 제2층은 150Hv 이상의 경도를 가지고, 상기 연질 제2층은 150Hv 미만의 경도를 가지는 열간 프레스 성형 부재.
  3. 제 1 항에 있어서, 상기 경질 제2층은 Zn 함량이 40% 이상인 도금층이며, 연질 제1층은 Zn 함량이 40% 미만인 도금층인 열간 프레스 성형 부재.
  4. 제 1 항에 있어서, 열간 프레스 성형 부재의 도금층은 BCC 구조의 결정을 면적 비율로 90% 이상 포함하는 열간 프레스 성형 부재.
  5. 제 1 항에 있어서, 상기 경질 제2층은 전체 도금층 두께의 10% 이상의 두께를 가지는 열간 프레스 성형 부재.
  6. 제 1 항에 있어서, 상기 경질 제2층은 캐피탈 감마(Γ)상을 면적 분율로 90% 이상 포함하는 열간 프레스 성형 부재.
  7. 제 1 항에 있어서, 상기 연질 제1층은 α-Fe를 면적 분율로 90% 이상 포함하는 열간 프레스 성형 부재.
  8. 제 1 항 내지 제 7 항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 소지강판은 Mn을 3.1~15중량% 포함하는 열간 프레스 성형 부재.
  9. 제 8 항에 있어서, 상기 소지강판은 중량%로, C: 0.04~0.3%, Si: 0.01~2%, Mn을 3.1~15%, Al: 0.001~1.0%, P: 0.05% 이하, S: 0.02% 이하 및 N: 0.02% 이하를 포함하는 열간 프레스 성형 부재.
  10. 제 9 항에 있어서, 상기 소지강판은 중량%로, Cr, Mo 및 W으로 이루어진 그룹에서 선택된 1종 이상의 합: 0.01~4.0%, Ti, Nb, Zr 및 V으로 이루어진 그룹에서 1종 이상의 합: 0.001~0.4%, Cu + Ni: 0.005~2.0% 및 Sb + Sn: 0.001~1.0% 및 B: 0.0001~0.01% 중에서 선택된 1종 이상을 더 포함하는 열간 프레스 성형 부재.
  11. 소지강판이 한쪽면 당 20~140g/m2의 도금량으로 도금된 아연도금강판을 준비하는 단계;
    상기 아연도금강판을 가열하는 단계;
    상기 아연도금강판을 열간에서 프레스 성형하면서 금형내 냉각하는 단계
    를 포함하고,
    상기 아연도금강판을 가열하는 단계에서,
    최고 가열온도는 Ac3+10℃ 온도 이상, 800℃이하이며,
    상온에서 440℃까지 평균 승온속도가 3.0~4.8℃/초이며,
    440℃에서 500℃까지 평균 승온속도가 1.0~3.9℃/초이고,
    500℃에서 목표 가열온도까지 승온속도의 변화가 0.023~0.050℃/초2인
    열간 프레스 성형 부재의 제조방법.
  12. 제 11 항에 있어서, 상기 아연도금강판의 도금량은 30~120g/m2인 열간 프레스 성형 부재의 제조방법.
  13. 제 1 항 내지 제 7 항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 소지강판은 Mn을 3.1~15중량% 포함하는 열간 프레스 성형 부재의 제조방법.
  14. 제 13 항에 있어서, 상기 소지강판은 중량%로, C: 0.04~0.3%, Si: 0.01~2%, Mn을 3.1~15%, Al: 0.001~1.0%, P: 0.05% 이하, S: 0.02% 이하 및 N: 0.02% 이하를 포함하는 열간 프레스 성형 부재.
  15. 제 14 항에 있어서, 상기 소지강판은 중량%로, Cr, Mo 및 W으로 이루어진 그룹에서 선택된 1종 이상의 합: 0.01~4.0%, Ti, Nb, Zr 및 V으로 이루어진 그룹에서 1종 이상의 합: 0.001~0.4%, Cu + Ni: 0.005~2.0% 및 Sb + Sn: 0.001~1.0% 및 B: 0.0001~0.01% 중에서 선택된 1종 이상을 더 포함하는 열간 프레스 성형 부재.
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