KR101667812B1

KR101667812B1 - 구리 합금 플레이트 및 그 제조 방법

Info

Publication number: KR101667812B1
Application number: KR1020090115859A
Authority: KR
Inventors: 웨이린 가오; 히사시 스다; 히로또 나리에다; 아끼라 스가와라
Original assignee: 도와 메탈테크 가부시키가이샤
Priority date: 2008-11-28
Filing date: 2009-11-27
Publication date: 2016-10-19
Anticipated expiration: 2029-11-27
Also published as: JP4563480B2; KR20100061398A; EP2194149A1; JP2010126777A; US8871041B2; US20120279618A1; EP2194149B1; CN101748309A; US10174406B2; US20100132851A1; CN101748309B

Abstract

본 발명에 따른 구리 합금의 시트 재료는, 1.2 내지 5.0wt%의 티타늄을 포함하고, 나머지는 구리와 불가피한 불순물인 화학 조성을 갖는 구리 합금의 시트 재료이며, 시트재의 표면으로부터 무작위로 선택된 동일한 형상 및 크기를 갖는 복수의 영역 중 대응하는 영역 내의 결정 입자 크기의 평균값에 대해, 평균값들 중 최대값, 최소값, 평균값이 각각 최대 결정 입자 크기, 최소 결정 입자 크기, 그리고 평균 결정 입자 크기라고 할 때, 구리 합금의 시트 재료는 5 내지 25㎛의 평균 결정 입자 크기를 갖고, (최대 결정 입자 크기-최소 결정 입자 크기)/(평균 결정 입자 크기)는 0.20 이하이며, 구리 합금의 시트 재료의 표면과 순수한 구리의 표준 분말의 {420}결정면 상의 X선 회절의 세기는 각각 I{420} 및 I₀{420}이라고 할 때, 구리 합금의 시트 재료는 I{420}/I₀{420} > 1.0 을 만족하는 결정 배향을 갖는다.

구리 합금, 결정 입자 크기, X선 회절, 용체화 처리, 시효 처리

Description

구리 합금 플레이트 및 그 제조 방법 {COPPER ALLOY PLATE AND METHOD FOR PRODUCING SAME}

본 발명은 일반적으로 구리 합금 시트와 같은 구리 합금 플레이트 및 이의 제조 방법에 관한 것이다. 보다 구체적으로, 본 발명은 커넥터, 리드 프레임, 릴레이 및 스위치와 같은 전기 및 전자 부품의 재료로서 사용되는, 티타늄을 함유하는 구리 합금의 시트 재료(Cu-Ti 합금의 시트 재료)와 같은 플레이트 재료 및 이의 제조 방법에 관한 것이다.

커넥터, 리드 프레임, 릴레이 및 스위치와 같은 전기 및 전자 부품용으로 사용되는 재료는 조립 및 이러한 부품을 사용한 전기 및 전자 장치의 작동 동안에 이에 가해지는 응력을 견딜 수 있는 높은 강도를 가질 것이 요구된다. 커넥터와 같은 전기 및 전자 부품용으로 사용되는 재료는 또한 일반적으로 굽힘 가공(bending)에 의해서 부품이 형성되기 때문에 우수한 굽힘 가공성을 가질 것이 요구된다. 더욱이, 커넥터와 같은 전기 및 전자 부품들 사이의 접촉 신뢰성을 확보하기 위하여, 부품용으로 사용되는 재료는 우수한 내응력완화성(stress relaxation resistance), 즉 부품들 사이의 접촉 압력이 시간이 지남에 따라 열화되는 현상(응력 완화)에 대 한 내성을 가질 것이 요구된다.

최근, 커넥터와 같은 전기 및 전자 부품이 일체화, 소형화 및 경량화되는 경향이 있다. 이에 따라, 부품의 재료인 구리 및 구리 합금의 시트 재료는 박형화될 필요가 있어, 재료의 요구되는 강도 레벨이 더욱 높아졌다. 구체적으로, 재료의 0.2％ 항복 강도가 850㎫ 이상, 바람직하게는 900㎫ 이상, 그리고 더욱 바람직하게는 950㎫ 이상의 강도 레벨이 되는 것이 요구된다.

커넥터와 같은 전기 및 전자 부품의 소형화 및 복잡한 형상에 따라, 구리 합금의 시트 재료를 굽힘 가공함으로써 제조된 제품의 형상 및 치수의 정밀도를 개선하는 것이 요구된다. 구리 합금의 시트 재료를 굽힘 가공함으로써 제조된 제품에 대한 요구사항으로서, 제품의 굽힘부에서 균열이 발생되지 않을 뿐만 아니라, 제품의 형상 및 치수의 정밀도를 확보하는 것도 또한 중요하다. 더욱이, 구리 합금의 시트 재료의 굽힘 가공 시에 스프링백(spring back)이 발생하는 문제도 있다. 더욱이, "스프링백"은 시트 재료의 가공 후에 제품이 다이로부터 꺼내졌을 때 제품의 탄성 회복이 발생하기 때문에 최종 제품의 형상이 다이에서 가공된 제품의 형상과 일치하지 않는 현상을 의미한다.

특히, 스프링백의 문제는 재료의 요구 강도 레벨이 보다 높아질수록 뚜렷해지기 쉽다. 예를 들면, 박스-굽힘 가공(box-bending)에 의해 제조된 부분을 갖는 커넥터 단자의 형상 및 치수가 어긋나서, 커넥터 단자가 사용될 수 없는 경우가 있다. 이 때문에, 최근 시트 재료의 일부에 노칭(노치를 형성하기 위한 가공)을 수행함으로써 형성된 노치를 따라 시트 재료가 굽힘 가공되는, 소위 노칭 후 굽 힘(bending after notching)이 종종 적용된다. 그러나, 노칭 후 굽힘에서, 노치부 근처의 부분은 노칭에 의해서 가공 경화되어, 후속 굽힘 가공 동안 균열이 쉽게 발생한다. 따라서, 노칭 후 굽힘은 재료에는 매우 어려운 굽힘 공정이다.

더욱이, 부품이 열악한 환경에서 사용되는 경우가 증가함으로써 커넥터와 같은 전기 및 전자 부품의 내응력완화성에 대한 요구가 더욱 심해지고 있다. 예를 들면, 커넥터와 같은 전기 및 전자 부품의 내응력완화성은 부품이 고온 환경에서 자동차용으로 사용될 때 특히 중요하다. 더욱이, 내응력완화성은 커넥터와 같은 전기 및 전자 부품을 형성하는 재료의 스프링부의 접촉 압력이 상온에서 일정한 접촉 압력으로 유지될지라도 비교적 높은 온도(예를 들면, 100 내지 200℃) 환경에서 시간이 지남에 따라 열화되는 일종의 크리프 현상이다. 즉, 내응력완화성은 금속 재료에 응력이 가해지는 상태에서 매트릭스를 형성하는 원자의 자기 확산(self-diffusion) 및 원자의 고용체의 확산에 의해 유발되는 전위(dislocation)의 이동에 의해 생성되는 소성 변형에 의해 금속 재료에 가해지는 응력이 완화되는 현상이다.

그러나, 금속의 시트 재료의 강도와 굽힘 가공성 사이에 그리고 굽힘 가공성과 내응력완화성 사이에는 각각 트레이드오프(trade-off) 관계가 있고, 통상적으로 양호한 강도, 굽힘 가공성 또는 내응력완화성을 갖는 시트 재료는 커넥터와 같은 전류 전달 부품용으로 사용되는 재료로서 이의 용도에 따라 적절하게 선택된다.

구리 합금의 시트 재료 중에서, Cu-Ti 합금의 시트 재료는 Cu-Be 합금의 시트 재료에 이어 2번째 높은 강도 및 Cu-Be 합금의 시트 재료보다 뛰어난 내응력완화성을 갖고, 비용 및 환경 부하의 측면에서 Cu-Be 합금의 시트 재료보다 더 유리 하다. 이 때문에, Cu-Ti 합금[예를 들면, C199(Cu-3.2wt％의 Ti)]의 시트 재료가 Cu-Be 합금의 시트 재료의 부품을 대체하여 커넥터 재료 등으로서 사용된다. 그러나, Cu-Ti 합금의 시트 재료는, Cu-Be 합금의 시트 재료의 것과 동일한 굽힘 가공성을 갖는 경우, 높은 강도를 갖는 Cu-Be 합금(예를 들면, C17200)의 시트 재료보다 낮은 강도를 갖고, Cu-Ti 합금의 시트 재료는, Cu-Be 합금의 시트 재료의 것과 동일한 강도를 갖는 경우, Cu-Be 합금의 시트 재료보다 낮은 굽힘 가공성을 갖는다는 것이 알려져 있다.

Cu-Ti 합금의 시트 재료의 강도를 개선하는 방법으로서, Ti의 함량을 증가시키는 방법 및 높은 경도 재료(high temper material)를 선택하는 방법이 있다. 그러나, Ti 함량을 증가시키는 방법에서는, Cu-Ti 합금의 시트 재료에서 Ti의 농도가 너무 높으면(예를 들면, Ti의 농도가 5wt％ 이상이면) 열간 압연 및 냉간 압연 동안 시트 재료에 균열이 생기기 쉽고, 따라서 시트 재료의 생산성이 현저하게 떨어진다. 또한, 대량의 퇴적물이 쉽게 생성되어, 시트 재료의 강도는 높지만 이의 굽힘 가공성이 열화되기 때문에 최종 제품인 시트 재료는 일반적인 전기 및 전자 부품용 재료로서 사용될 수 없다. 한편, 높은 경도 재료를 선택하는 방법에서는, 시트 재료의 강도는 시효(ageing) 처리 전후의 압연율(rolling reduction)을 증가시킴으로써 개선되고, 최종 제품인 시트 재료는 강도는 높지만 이방성을 갖는다. 즉, 압연 방향에 평행한 방향으로의 시트 재료의 굽힘 가공성(즉, 시트 재료의 굽힘축이 압연 표면 상에서 압연 방향에 직각인 소위 "굿 웨이(good way)"에서의 시트 재료의 굽힘 가공성)이 비교적 양호하더라도, 압연 방향에 직각인 방향으로의 시트 재료의 굽힘 가공성(즉, 시트 재료의 굽힘축이 압연 방향에 평행한 소위 "배드 웨이(bad way)"에서의 시트 재료의 굽힘 가공성)은 현저히 나쁘다.

일반적으로, 구리 합금의 시트 재료의 굽힘 가공성을 개선하기 위하여, 구리 합금의 결정 입자를 미세화하는 방법이 효과적이다. 이는 Cu-Ti 합금의 시트 재료의 경우에서도 동일하다. 그러나, 단위 체적당 존재하는 입자 경계의 면적은 결정 입자 크기가 감소됨에 따라 증가하기 때문에, 결정 입자가 미세화되면 일종의 크리프 현상인 응력 완화를 촉진하게 된다. 또한, 비교적 고온 환경에서 사용되는 시트 재료에서, 원자의 입자 경계에 따른 확산 속도는 입자 내부에서보다 훨씬 높아서, 결정 입자가 극히 미세화되면(예를 들면, 결정 입자가 미세화되어 5㎛ 이하의 입자 크기를 가지면) 시트 재료의 원래의 내응력완화성이 열화되는 문제가 있다.

특히, Cu-Ti 합금의 시트 재료는 결정 입자에서 퇴적물이 변조 구조(스피노달 구조)의 형태로 주로 존재하고 재결정 입자의 성장을 고정(pinning)하는 기능을 갖는 제2 상의 입자의 퇴적물(deposits)의 양이 비교적 적어서, 용체화 처리 동안 재결정 입자의 생성 시간의 차이에 의해 혼합된 입자 구조가 쉽게 유발되는 특성이 있다. 따라서, 균일하고 미세한 결정 입자를 생성시키기는 것이 쉽지 않다.

최근, Cu-Ti 합금의 시트 재료의 특성을 개선하기 위한 방법으로서, 결정 입자를 미세화하는 방법 및 결정 배향(조직)을 제어하는 방법이 제안되어 있다(예를 들면, 일본공개특허 제2002-356726호, 제2004-231985호, 제2006-241573호 및 제2006-274289호 공보 참조).

Cu-Ti 합금에서, Ti는 2가지 형태로 존재하고, 이 중 하나는 모상(parent phase)에서 농도의 주기적인 변동을 갖는 변조 구조(스피노달 구조)의 형태이고, 다른 하나는 제2 상(베타상)의 입자인 Ti 및 Cu의 금속간 화합물(intermetallic compound)의 형태이다. 변조 구조는 Ti 용질 원자의 농도의 연속적인 변동에 의해서 생성되고 모상과 완전한 정합성을 유지하면서 생성되는 구조이다. 이러한 변조 구조를 갖는 Cu-Ti 합금의 시트 재료는 현저하게 경화되고, 작은 연성 손실(굽힘 가공성)을 갖는다. 한편, 베타상은 일반적인 결정 입자 및 입자 경계에 점재되는 퇴적물이다. 이러한 베타상은 쉽게 거칠게 되고 변조 구조에 의해 시트 재료를 경화시키는 기능이 극히 적더라도 시트 재료의 연성의 현저하게 큰 손실을 유발한다.

즉, 높은 강도 및 양호한 굽힘 가공성을 모두 갖는 Cu-Ti 합금의 시트 재료를 얻기 위해서는, 시트 재료의 베타상의 발생을 억제하는 동시에 변조 조직을 성장시키는 것이 효율적이다. 또한, Cu-Ti 합금의 시트 재료의 굽힘 가공성에 영향을 주는 다른 중요한 요인은 합금의 결정 입자 크기이다. 합금의 결정 입자 크기가 감소됨에 따라, 굽힘 변형에 기인한 변형이 분산될 수 있어 시트 재료의 굽힘 가공성을 개선한다.

그러나, Cu-Ti 합금의 시트 재료의 결정 입자 크기는 최종 용체화 처리에서의 재결정화에 의해 결정되고, 재결정화의 성장을 고정하는 기능을 갖는 베타상의 발생이 억제되면 결정 입자가 쉽게 거칠어지는 문제가 있다. 또한, Cu-Ti 합금의 시트 재료는 용체화 처리 동안 재결정화된 입자의 생성 시간의 차이에 의해서 혼합된 입자 구조가 쉽게 유발되는 특성이 있다. 따라서, 균일하고 미세한 결정 입자를 발생시키는 것이 용이하지 않아서, 굽힘 변형 동안 상이한 결정 입자 크기를 갖 는 구조의 경계 근처에서 균열이 쉽게 생성된다. 더욱이, Cu-Ti 합금의 시트 재료의 강도를 개선하기 위하여 시효 처리 전후에서 압연율이 증가되면 굽힘 가공성에서의 이방성이 쉽게 유발되는 문제가 있다.

소정의 화학 조성을 갖는 구리 합금의 시트 재료의 결정 입자를 미세화하는 전형적인 방법으로서는, 소정의 화학 조성을 갖는 구리 합금의 고용 한계 곡선(고용선)보다 높지 않은 온도에서 용체화 처리를 수행하는 방법이 있다. Cu-Ti 합금의 시트 재료의 결정 입자가 이 방법에 의해 미세화되면, Ti 전체량의 고용체가 형성되지 않고, Ti의 일부가 고정(pinning)의 기능을 갖는 베타상으로 남게 된다. 따라서, 결정 입자가 미세화될 수 있지만, 결정 입자의 미세화에 기인한 굽힘 가공성의 개선의 효과는 잔류 베타상에 의해서 상쇄된다.

예를 들면, 일본공개특허 제2002-356726호 공보에 개시된 방법에서는, 소정의 화학 조성을 갖는 합금의 고용 한계 곡선보다 10 내지 60℃만큼 낮은 온도에서 용체화 처리가 수행되어, 약 900㎫의 0.2％ 항복 강도를 갖는 Cu-Ti 합금의 시트 재료가 얻어질 수 있지만, 배드 웨이에서 굽힘 가공 시에 시트 재료의 두께(t)에 대한 최소 굽힘 반경(R)의 비(R/t)는 약 5의 비교적 큰 값으로 유지된다.

일본공개특허 제2004-231985호 공보에 개시된 방법에서는, Fe, Co, Ni 등이 Cu-Ti 합금에 첨가되어 Ti 및 Fe과 같은 첨가 원소의 금속간 화합물을 형성하여, 금속간 화합물이 재결정화된 입자의 경계를 고정하여 베타상 대신에 결정 입자를 미세화한다. 그러나, Ti의 변조 구조의 성장이 Fe과 같은 제3 원소와 Ti의 금속간 화합물의 형성에 의해서 방해받아서, 특성을 충분히 개선하는 것이 가능하지 않다 는 단점이 있다.

일본공개특허 제2006-241573호 공보에 개시된 방법에서는, 시트 재료의 강도 및 전기 전도성을 개선하기 위하여 시트 재료의 {220}면에서의 X선 회절의 세기의 {111}면에서의 X선 회절의 세기에 대한 비가 I{220}/I{111}>4 로 설정된다. 시트 재료가 {220}의 주배향 성분을 갖도록 시트 재료의 압연 조직이 조정된다면, 시트 재료의 강도 및 전기 전도성을 개선하는 데 효과적이다. 그러나, {220}면이 압연 조직이면 배드 웨이에서의 시트 재료의 굽힘 가공성이 현저하게 열화된다는 것이 발견되었다.

일본공개특허 제2006-274289호 공보에 개시된 방법에서는, 시트 재료의 굽힘 가공성을 개선하기 위하여, {111} 포지티브 극점도(positive pole figure) 상의 {110}<115>, {110}<114> 및 {110}<113>을 포함하는 4개의 구역에서 X선 회절의 세기의 최대값이 5.0 내지 15.0의 범위(임의 방향에 대한 세기의 비)에 있도록 시트 재료의 조직이 제어된다. 또한, 이러한 조직을 얻기 위하여, 냉간 압연율이 용체화 처리전 85％로부터 97％까지의 범위에 있도록 설정된다. 이러한 조직은 전형적인 합금형 조직({110}<112> - {110}<100>)이고, {111} 포지티브 극점도는 70/30 황동의 {111} 포지티브 극점도와 유사하다[예를 들면, 일본금속학회에 의해서 편집되고 마루젠사(Maruzen Corporation)에 의해서 간행된 "금속 데이터북" 3판, p361 참조]. 따라서, 전형적인 조직에 기초하여 결정 배향의 분포를 조정하는 전형적인 방법에서는 시트 재료의 굽힘 가공성을 크게 개선하는 것은 어렵다. 일본공개특허 제2006-274289호 공보에 개시된 상술된 방법에서는, 약 870㎫의 0.2％ 항복 강도를 갖는 Cu-Ti 합금의 시트 재료를 얻는 것이 가능하지만, 굽힘 가공에서 시트 재료의 두께(t)에 대한 최소 굽힘 반경(R)의 비(R/t)는 약 1.6의 비교적 큰 값을 유지한다.

굽힘 가공에 의해 제조된 제품의 형상 및 치수의 정밀도를 개선하기 위하여, 구리 합금의 시트 재료에 대해 노칭 후 굽힘을 사용하는 것이 효과적이다. 그러나, 결정 입자 및 조직이 일본공개특허 제2002-356726호, 제2004-231985호, 제2006-241573호 및 제2006-274289호 공보에 개시된 상술된 방법에 의해 제어되는 Cu-Ti 합금의 시트 재료에서는, 노칭 후 굽힘에 의해서 균열이 발생하는 것을 방지하는 것이 고려되지 않고, 따라서 노칭 후 굽힘 가공성이 충분히 개선되지 않은 것이 발견되었다.

Cu-Ti 합금의 시트 재료에서는, 스프링백에 기인하여 굽힘 가공에 의해 제조된 제품의 형상 및 치수의 정밀도를 확보하는 것이 어렵다는 문제도 또한 있다. 노칭 후 굽힘은 스프링백을 감소시키기 위하여 효과적이다. 노칭 후 굽힘에서, 노칭된 부분 근처의 부분은 노칭에 의해서 가공 경화되어, 이어지는 굽힘 가공에서 균열이 쉽게 발생한다. 이 때문에, 현 상황에서 Cu-Ti 합금의 시트 재료에서 노칭 후 굽힘은 공업적으로 채택되지 않고 있다.

더욱이, 결정 입자가 상술된 바와 같이 미세화되면, 시트 재료의 굽힘 가공성을 개선하는 데는 어느 정도 효과적이지만 일종의 크리프 현상인 응력 완화를 극복하는 데는 불리하다. 따라서, 시트 재료의 굽힘 가공성을 충분히 개선하는 것이 어려운 상황에서 이의 내응력완화성을 개선하는 것은 어렵다.

따라서, 본 발명의 목적은 전술한 문제를 해결하는 것으로, 고강도를 유지하면서 예컨대 우수한 노칭 후 굽힘 가공성과 같은 우수한 굽힘 가공성과, 우수한 내응력완화성을 갖는 Cu-Ti 합금의 시트재, 그리고 이를 제조하는 방법을 제공하는 것이다.

전술한 그리고 다른 목적을 달성하기 위해, 본 발명자는 열심히 연구하였으며, 만일 구리 합금의 시트 재료가 1.2 내지 5.0wt%의 티타늄과, 구리 및 불가피한 불순물인 잔량부를 포함하는 화학 조성을 갖고, 구리 합금의 시트 재료의 표면으로부터 무작위로 선택된 동일한 형상 및 크기를 갖는 복수의 영역 중 대응하는 영역 내의 결정 입자 크기의 평균값에 대해, 평균값들 중 최대값은 최대 결정 입자 크기, 평균값들 중 최소값은 최소 결정 입자 크기, 그리고 평균값들 중 평균값은 평균 결정 입자 크기라고 할 때, 상기 구리 합금의 시트 재료는 5 내지 25㎛의 평균 결정 입자 크기를 갖고, (최대 결정 입자 크기-최소 결정 입자 크기)/(평균 결정 입자 크기)는 0.20 이하이며, 구리 합금의 시트 재료의 표면 상에 {420}결정면 상의 X선 회절의 세기는 I{420}이고, 순수한 구리의 표준 분말(standard powder)의 {420}결정면 상의 X선 회절의 세기는 I₀{420}이라고 할 때, 상기 구리 합금의 시트 재료는 I{420}/I₀{420} > 1.0 을 만족하는 결정 배향을 갖는다면, 고강도를 유지하면서 예컨대 우수한 노칭 후 굽힘 가공성과 같은 우수한 굽힘 가공성과, 우수한 내응력완화성을 갖는 Cu-Ti 합금의 시트재를 제조하는 것이 가능하다는 것을 발견하였다. 이와 같이, 본 발명자는 본 발명을 이룬 것이다.

본 발명의 일 태양에 따르면, 1.2 내지 5.0wt%의 티타늄과, 구리 및 불가피한 불순물인 잔량부를 포함하는 화학 조성을 갖는 구리 합금의 시트 재료이며, 구리 합금의 시트 재료의 표면으로부터 무작위로 선택된 동일한 형상 및 크기를 갖는 복수의 영역 중 대응하는 영역 내의 결정 입자 크기의 평균값에 대해, 평균값들 중 최대값은 최대 결정 입자 크기, 평균값들 중 최소값은 최소 결정 입자 크기, 그리고 평균값들 중 평균값은 평균 결정 입자 크기라고 할 때, 구리 합금의 시트 재료는 5 내지 25㎛의 평균 결정 입자 크기를 갖고, (최대 결정 입자 크기-최소 결정 입자 크기)/(평균 결정 입자 크기)는 0.20 이하이며, 구리 합금의 시트 재료의 표면 상에 {420}결정면 상의 X선 회절의 세기는 I{420}이고, 순수한 구리의 표준 분말(standard powder)의 {420}결정면 상의 X선 회절의 세기는 I₀{420}이라고 할 때, 상기 구리 합금의 시트 재료는 I{420}/I₀{420} > 1.0 을 만족하는 결정 배향을 갖는 구리 합금의 시트 재료가 제공된다.

이 구리 합금의 시트 재료에서, 구리 합금의 시트 재료의 표면 상에 {220}결정면 상의 X선 회절의 세기는 I{220}이고, 순수한 구리의 표준 분말의 {220}결정면 상의 X선 회절의 세기는 I₀{220}이라고 할 때, 구리 합금의 시트 재료의 결정 배향은 I{220}/I₀{220} ≤ 4.0을 만족한다.

구리 합금의 시트 재료의 화학 조성은 1.5wt% 이하의 니켈, 1.0wt% 이하의 코발트 및 0.5wt% 이하의 철로 구성된 군으로부터 선택된 하나 이상의 원소를 더 포함할 수 있다.

구리 합금의 시트 재료의 화학 조성은 1.2wt% 이하의 주석, 2.0wt% 이하의 아연, 1.0wt% 이하의 마그네슘, 1.0wt% 이하의 지르코늄, 1.0wt% 이하의 알루미늄, 1.0wt% 이하의 규소, 0.1wt% 이하의 인, 0.05wt% 이하의 붕소, 1.0wt% 이하의 크롬, 1.0wt% 이하의 망간, 1.0wt% 이하의 바나듐, 1.0wt% 이하의 은, 1.0wt% 이하의 베릴륨 및 1.0wt% 이하의 미슈 메탈(misch metal)로 구성된 군으로부터 이들 원소들의 총량이 3wt% 이하가 되도록 선택된 하나 이상의 원소를 더 포함할 수 있다.

구리 합금의 시트 재료는 바람직하게는 850MPa 이상의 0.2% 항복 강도를 갖는다. 종방향이 구리 합금의 시트 재료의 압연 방향(LD)이 되도록 구리 합금의 시트 재료로부터 절단된 제1 시험편의 90°W굽힘 시험이 수행되어, 제1 시험편의 굽힘축이 제1 시험편의 두께 방향 및 압연 방향과 수직인 방향(TD)이 되고, 종방향이 구리 합금의 시트 재료의 TD가 되도록 구리 합금의 시트 재료로부터 절단된 제2 시험편의 90°W굽힘 시험이 수행되어, 제2 시험편의 굽힘축이 LD가 될 때, 제1 시험편과 제2 시험편 각각의 두께(t)에 대한 최소 굽힘 반경(R)의 비(R/t)가 1.0 이하인 것이 바람직하다.

본 발명의 다른 태양에 따르면, 구리 합금의 원료를 용융 및 주조하여 잉곳을 형성하는 단계와, 잉곳을 950℃ 내지 700℃의 온도 범위에서 초기 압연 과정을 수행한 후에 700℃ 미만 500℃까지의 온도 범위에서 30% 이상의 압연율(rolling reduction)로 열간 압연함으로써, 잉곳을 950℃ 내지 500℃의 온도 범위 내에서 열간 압연하여 구리 합금의 플레이트를 형성하는 단계와, 구리 합금의 플레이트를 85% 이상의 압연율로 냉간 압연하는 단계와, 구리 합금의 플레이트를 750℃ 내지 1000℃의 온도 범위에서 5초 내지 5분 동안 유지하는 용체화 처리(solution treatment)를 수행하는 단계와, 용체화 처리 후에 구리 합금의 플레이트를 0 내지 50%의 압연율로 냉간 압연하는 단계와, 용체화 처리 후에 냉간 압연된 구리 합금의 플레이트를 300℃ 내지 550℃의 온도 범위에서 시효 처리(aging)하는 단계와, 시효 처리된 구리 합금의 플레이트를 0 내지 30%의 압연율로 마무리 냉간 압연하는 단계를 포함하고, 구리 합금은, 1.2 내지 5.0wt%의 티타늄과, 1.5wt% 이하의 니켈, 1.0wt% 이하의 코발트 및 0.5wt% 이하의 철로 구성된 군으로부터 선택된 하나 이상의 원소와, 1.2wt% 이하의 주석, 2.0wt% 이하의 아연, 1.0wt% 이하의 마그네슘, 1.0wt% 이하의 지르코늄, 1.0wt% 이하의 알루미늄, 1.0wt% 이하의 규소, 0.1wt% 이하의 인, 0.05wt% 이하의 붕소, 1.0wt% 이하의 크롬, 1.0wt% 이하의 망간, 1.0wt% 이하의 바나듐, 1.0wt% 이하의 은, 1.0wt% 이하의 베릴륨 및 1.0wt% 이하의 미슈 메탈(misch metal)로 구성된 군으로부터 이들 원소들의 총량이 3wt% 이하가 되도록 선택된 하나 이상의 원소와, 구리 및 불가피한 불순물인 잔량부를 포함하는 화학 조성을 갖는 구리 합금의 시트 재료를 제조하는 방법이 제공된다.

구리 합금의 시트 재료를 제조하는 이 방법에서, 잉곳은 950℃ 내지 700℃의 온도 범위 내에서 60% 이상의 압연율로 열간 압연되는 것이 바람직하다. 열간 압연과 용체화 처리 사이에 냉간 압연에서의 압연율은 90% 이상인 것이 바람직하다. 용체화 처리는, 구리 합금의 고용 한계 곡선(solid solubility curve)보다 30℃ 이상 더 높은 온도, 즉 750℃ 내지 1000℃의 온도 범위에서, 용체화 처리 후에 구리 합금의 시트 재료의 평균 결정 입자 크기가 5㎛ 내지 25㎛의 범위 내에 있도록 조정된 유지 시간 동안 구리 합금의 플레이트를 유지하는 열처리에 의해 수행되는 것이 바람직하다.

구리 합금의 시트 재료의 제조 방법에서, 구리 합금의 화학 조성에서 최고 경도를 얻을 수 있는 시효 온도가 T_M(℃)이고 그 최고 경도가 H_M(HV)라면, 시효 처리에서의 시효 온도는 300℃ 내지 550℃의 온도 범위에서 T_M±10℃인 온도로 설정되는 것이 바람직하고, 시효 처리에서의 시효 시간은 구리 합금의 시트 재료의 경도가 시효 처리 후에 0.90H_M 내지 0.95 H_M의 범위 내에 있도록 설정되는 것이 바람직하다.

구리 합금의 시트 재료의 제조 방법에서, 마무리 냉간 압연 후에 150 내지 450℃의 온도 범위에서 저온 어닐링 작업이 수행될 수 있다.

본 발명의 다른 태양에 따르면, 전술한 구리 합금의 시트 재료를 재료로 사용하는 커넥터 단자가 제공된다.

본 발명에 따르면, 고강도를 유지하면서 예컨대 우수한 노칭 후 굽힘 가공성과 같은 우수한 굽힘 가공성과, 우수한 내응력완화성을 갖는 Cu-Ti 합금의 시트재, 그리고 이를 제조하는 방법이 제공된다.

명세서 전반에서, "최대 결정 입자 크기"는, 구리 합금의 시트 재료의 표면으로부터 무작위로 선택된 동일한 형상 및 크기를 갖는 복수의 영역 중 대응하는 영역 내의 결정 입자 크기의 평균값에 대해, 평균값들 중 최대값을 의미한다. 예컨대, 구리 합금의 시트 재료의 표면(압연면)의 광학 현미경 사진으로부터, 100㎛×100㎛ 크기를 갖는 10개의 정사각 가시(visual) 영역이 무작위로 선택되고, 이 각각의 가시 영역들의 2개의 측면은 압연 방향(LD)에 평행하고, 각각의 가시 영역들의 다른 2개의 측면은 압연 방향에 수직인 방향(TD)에 평행하다. 각각의 가시 영역에서, JIS H0501에 기초한 단면법에 의해 결정 입자 크기가 측정된다. 그후, 가시 영역들 내의 결정 입자 크기의 평균값들(d1, d2,...,d10)이 각각 계산된다. 이렇게 계산된 평균값들 중 최대값이 최대 결정 입자 크기이다. "최소 결정 입자 크기"는 전술한 영역 내의 결정 입자 크기의 평균값들 중 최소값을 의미한다. 예컨대, "최소 결정 입자 크기"는 가시 영역들 내의 결정 입자 크기의 평균값들(d1, d2,...,d10) 중 최소값을 의미한다. "평균 결정 입자 크기"는 전술한 영역 내의 결정 입자 크기의 평균값들 중 평균값을 의미한다. 예컨대, "평균 결정 입자 크기"는 가시 영역들 내의 결정 입자 크기의 평균값들(d1, d2,...,d10)의 평균값[dmean={(d1+d2+...+d10)/10}]을 의미한다. 또한, 각 가시 영역 내의 결정 입자 크기는 100㎛의 길이를 갖고 압연 방향과 수직인 방향(TD)으로 연장된 선분에 의해 완벽하게 절단된 각각의 결정 입자의 길이를 측정함으로써 JIS H0501에 기초한 단면법에 의해 구해질 수 있다.

본 발명은 이하에서 주어진 본 발명의 바람직한 실시예의 상세한 설명 및 첨부 도면으로부터 보다 완전히 이해될 수 있을 것이다. 그러나, 도면은 본 발명을 특정 실시예로 제한하고자 의도된 것은 아니며, 단지 설명 및 이해를 위한 것이다.

본 발명에 따른 구리 합금의 시트 재료의 바람직한 실시예는, 1.2 내지 5.0wt％의 티타늄(Ti)과, 선택적으로 1.5wt％ 이하의 니켈(Ni), 1.0wt％ 이하의 코발트(Co) 및 0.5wt％ 이하의 철(Fe)로 이루어진 군으로부터 선택된 하나 이상의 원소와, 선택적으로 1.2wt％ 이하의 주석(Sn), 2.0wt％ 이하의 아연(Zn), 1.0wt％ 이하의 마그네슘(Mg), 1.0wt％ 이하의 지르코늄(Zr), 1.0wt％ 이하의 알루미늄(Al), 1.0wt％ 이하의 규소(Si), 0.1wt％ 이하의 인(P), 0.05wt％ 이하의 붕소(B), 1.0wt％ 이하의 크롬(Cr), 1.0wt％ 이하의 망간(Mn), 1.0wt％ 이하의 바나듐(V), 1.0wt％ 이하의 은(Ag), 1.0wt％ 이하의 베릴륨(Be) 및 1.0wt％ 이하의 미슈 메탈(misch metal)로 이루어진 군으로부터 이들 원소의 총량이 3wt％ 이하가 되도록 선택된 하나 이상의 원소와, 구리 및 불가피한 불순물인 잔량부로 이루어진 화학 조성을 갖는다.

구리 합금의 시트 재료의 표면으로부터 무작위로 선택된 동일한 형상 및 크기를 갖는 복수의 구역 중 대응하는 영역 내의 결정 입자 크기의 평균값들에 대해, 평균값들 중 최대값이 최대 결정 입자 크기이고, 상술된 평균값들 중 최소값이 최소 결정 입자 크기이고, 그리고 상술된 평균값들의 평균값이 평균 결정 입자 크기라고 하면, 구리 합금의 시트 재료는 5 내지 25㎛의 평균 결정 입자 크기를 갖고, (최대 결정 입자 크기 - 최소 결정 입자 크기)/(평균 결정 입자 크기)는 0.20 이하이다.

구리 합금의 시트 재료는, 구리 합금의 시트 재료의 표면에서 {420} 결정면에서의 X선 회절의 세기가 I{420}이고, 순수한 구리의 표준 분말의 {420} 결정면에서의 X선 회절의 세기가 I₀{420}이라고 하면, I{420}/I₀{420}>1.0을 만족하고 그리고, 구리 합금의 시트 재료의 표면에서 {220} 결정면에서의 X선 회절의 세기가 I{220}이고, 순수한 구리의 표준 분말의 {220}결정면에서의 X선 회절의 세기가 I₀{220}이라고 하면, I{220}/I₀{220}≤4.0을 만족하는 결정 배향을 갖는다.

구리 합금의 시트 재료는 바람직하게는 LD(압연 방향)로 850㎫ 이상의 0.2％ 항복 강도를 갖는다. 구리 합금의 시트 재료는 바람직하게는 시트 재료의 두께(t)에 대한 JIS H3110에 기초한 90°W 굽힘 시험에서 균열이 발생되지 않는 최소 굽힘 반경(R)의 비(R/t)가 LT 및 TD(압연 방향 및 두께 방향에 직각인 방향)의 각각에서 1.0 이하인 굽힘 가공성을 갖는다.

[합금의 조성]

본 발명에 따른 구리 합금의 시트 재료는 Cu 및 Ti를 함유하는 Cu-Ti 합금, 바람직하게는 Cu 및 Ti의 2 원소로 이루어진 합금의 시트 재료이다. 구리 합금의 시트 재료는 추가적으로 Ni, Co 및 Fe과 같은 소량의 다른 원소를 함유할 수도 있다.

티타늄(Ti)은 Cu 매트릭스 내에서 우수한 시효 경화 기능을 갖는 원소이고 구리 합금의 시트 재료의 강도 및 내응력완화성의 개선에 기여한다. Cu-Ti 합금의 플레이트에서, 용체화 처리에 의해서 과포화 고용체가 생성된다. 그런 후, 저온에서 시효가 수행되면, 준안정상인 변조 구조(스피노달 구조)가 성장된다. 그런 후, 시효가 계속되면, 안정상(베타상)이 생성된다. 변조 구조는 핵형성 및 성장에 의해서 발생되는 보통의 퇴적물과는 달리 어떠한 핵형성을 필요로 하지 않는다. 변조 구조는 용질 원자의 농도의 연속적인 변동에 의해서 발생되고 모상과 완전한 정합성을 유지하면서 발생되는 구조이다. 변조 구조의 성장 단계에서, Cu-Ti 합금의 시트 재료는 현저하게 경화되고, 연성의 작은 손실을 갖는다. 한편, 안정상(베타상)은 보통 결정 입자 및 입가 경계에 점재되는 퇴적물이다. 안정상은 쉽게 거칠어져서, 시트 재료를 경화시키는 기능은 준안정상인 변조 구조에서보다 작지만 시트 재료의 연성의 큰 손실을 일으킨다.

따라서, Cu-Ti 합금의 시트 재료의 강도는, 바람직하게는 안정상(베타상)의 발생을 억제하는 동시에, 가능한 한 많은 준안정상에 의해서 향상된다. Ti의 함량이 1.2wt％보다 적으면, 준안정상에 의해서 시트 재료를 강화하는 기능을 충분히 얻는 것은 어렵다. 한편, Ti의 함량이 5.0wt％를 초과하여 과다해지면, 안정상(베타상)이 쉽게 생성되고, 열간 및 냉간 가공 동안 균열이 쉽게 발생되어, 시트 재료의 생산성이 쉽게 열화된다. 또한, 용체화 처리를 수행할 수 있는 온도 범위가 좁아지게 되어, Cu-Ti 합금의 시트 재료가 양호한 특성을 갖게 하기 힘들다. 따라서, Ti의 함량은 바람직하게는 1.2wt 내지 5.0wt％의 범위이고, 보다 바람직하게는 2.0wt％ 내지 4.0wt％의 범위이고, 그리고 가장 바람직하게는 2.5wt％ 내지 3.5wt％의 범위이다.

니켈(Ni), 코발트(Co) 및 철(Fe)은 Ti와 함께 금속간 화합물을 형성하여 구리 합금의 시트 재료의 강도 향상에 기여하는 원소이다. 이 원소들 중 적어도 하나가 선택적으로 구리 합금에 첨가될 수 있다. 특히, 금속간 화합물은 결정 입자가 Cu-Ti 합금의 용체화 처리 중에 거칠어지는 것을 억제하므로, Ti의 고용체를 충분히 생성하기 위해 Ni, Co 및 Fe를 첨가하는 것이 유리하도록, 용체화 처리는 더 고온에서 실시될 수 있다. 그러나, Fe, Co 및 Ni의 함량이 과도하면, 금속간 화합물의 생성에 의해 소비된 Ti의 양이 증가하여, 고용체로서 형성되는 Ti의 양이 필연적으로 감소하여 시트 재료의 강도를 용이하게 감소시킨다. 따라서, Ni, Co 및 Fe가 구리 합금에 첨가되면, Ni의 함량은 바람직하게는 1.5wt% 이하, 더욱 바람직하게는 0.05wt% 내지 1.5wt%, 가장 바람직하게는 0.1wt% 내지 1.0wt%이고, Co의 함량은 바람직하게는 1.0wt% 이하, 더욱 바람직하게는 0.05wt% 내지 1.0wt%, 가장 바람직하게는 0.1wt% 내지 0.5wt%이고, Fe의 함량은 바람직하게는 0.5wt% 이하, 더욱 바람직하게는 0.05wt% 내지 0.5wt%, 가장 바람직하게는 0.1wt% 내지 0.3wt%이다.

주석(Sn)은 구리 합금의 고용체 강화(또는 경화)를 실시하고, 그 시트 재료의 내응력완화성을 향상시키는 기능을 가진다. 이러한 기능을 충분하게 제공하기 위해, Sn의 함량은 바람직하게는 0.1wt% 이상이다. 그러나, Sn의 함량이 1.2wt%를 초과하면, 구리 합금의 주조성 및 전기 전도성은 현저하게 낮아진다. 따라서, 구리 합금이 Sn을 함유하는 경우, Sn의 함량은 바람직하게는 0.1wt% 내지 1.2wt%, 더욱 바람직하게는 0.1wt% 내지 0.5wt%이다.

아연(Zn)은 구리 합금의 납땜성 및 강도를 향상시키는 기능에 부가하여, 구 리 합금의 주조성을 향상시키는 기능을 가진다. 이러한 기능을 충분하게 제공하기 위해, Zn의 함량은 바람직하게는 0.1wt% 이상이다. 구리 합금이 Zn을 함유하면, 저렴한 황동 스트랩이 사용될 수 있다. 그러나, Zn의 함량이 2.0wt%를 초과하면, 구리 합금의 시트 재료의 전기 전도성 및 응력 부식 균열 저항성이 쉽게 저하된다. 따라서, 구리 합금이 Zn을 함유하는 경우, Zn의 함량은 바람직하게는 0.1wt% 내지 2.0wt%, 더욱 바람직하게는 0.3wt% 내지 1.0wt%이다.

마그네슘(Mg)은 구리 합금의 시트 재료의 내응력완화성을 향상시키고, 구리 합금의 시트 재료를 탈황하는 기능을 가진다. 이러한 기능을 충분하게 제공하기 위해, Mg의 함량은 바람직하게는 0.01wt% 이상이다. 그러나, Mg는 쉽게 산화되는 원소이며, Mg의 함량이 1.0wt%를 초과하면, 구리 합금의 주조성이 현저하게 저하된다. 따라서, 구리 합금이 Mg를 함유하는 경우, Mg의 함량은 바람직하게는 0.01wt% 내지 1.0wt%, 더욱 바람직하게는 0.1wt% 내지 0.5wt%이다.

다른 원소로서, 구리 합금은 1.0wt% 이하의 Zr, 1.0wt% 이하의 Al, 1.0wt% 이하의 Si, 0.1wt% 이하의 P, 0.05wt% 이하의 B, 1.0wt% 이하의 Cr, 1.0wt% 이하의 Mn, 1.0wt% 이하의 V, 1.0wt% 이하의 Ag, 1.0wt% 이하의 Be 및 1.0wt% 이하의 미슈 메탈(Misch metal)로 구성된 그룹으로부터 선택되는 적어도 하나의 원소를 선택적으로 함유할 수 있다. 예를 들어, Zr 및 Al은 Ti와 함께 금속간 화합물을 형성할 수 있고, Si는 Ti와 함께 퇴적물을 생성할 수 있다. 또한, Cr, Zr, Mn 및 V는 구리 합금 내에 불가피한 불순물로서 존재하는 S 및 Pb 등과 함께 고융점 화합물을 용이하게 형성하고, Cr, B, P, Zr 및 미슈 메탈(Ce, La, Dy, Nd, Y 등을 함유하는 희토류 원소의 혼합물)은 구리 합금의 주조 구조를 미세화하는 기능을 가져, 구리 합금의 열간 가공성의 향상에 기여한다. 또한, Ag 및 Be는 구리 합금의 전기 전도성을 크게 저하시키지 않으면서 구리 합금의 시트 재료의 강도를 향상시키는 기능을 가진다.

구리 합금이 Zr, Al, Si, P, B, Cr, Mn, V, Ag, Be 및 미슈 메탈로 구성된 그룹으로부터 선택되는 적어도 하나의 원소를 함유하는 경우, 이 원소들의 총량은 각 원소들의 기능을 충분하게 제공할 수 있도록 0.01wt% 이상이 바람직하다. 그러나, 이 원소들이 구리 합금에 다량 함유되면, 구리 합금의 열간 가공성 및 냉간 가공성에 나쁜 영향을 미치고, 가격 면에 있어서도 바람직하지 않다. 따라서, Sn, Zn, Mg, Zr, Al, Si, P, B, Cr, Mn, V, Ag, Be 및 미슈 메탈의 총량은 바람직하게는 3wt% 이하, 더욱 바람직하게는 2wt% 이하, 더욱 바람직하게는 1wt% 이하, 가장 바람직하게는 0.5wt% 이하이다.

[평균 결정 입자 크기]

구리 합금의 평균 결정 입자 크기의 감소는 그 시트 재료의 굽힘 가공성을 향상시키는 데 유용하다. 그러나, Cu-Ti 합금에서는, 결정 입자가 미세한 베타상이 남기 쉽다는 문제가 있다. 구리 합금의 평균 결정 입자 크기가 너무 작으면, 그 시트 재료의 내응력완화성이 저하되기 쉽다. 구리 합금의 평균 결정 입자 크기가 5㎛ 이상, 바람직하게는 8㎛ 이상이면, 그 시트 재료가 자동차용 커넥터의 재료로서 만족스럽게 사용될 수 있는 정도로 그 시트 재료의 내응력완화성을 확보하기 용이하다. 구리 합금의 평균 결정 입자 크기는 더욱 바람직하게는 10㎛ 이상이다. 그러나, 구리 합금의 평균 결정 입자 크기가 너무 크면, 그 시트 재료의 굽힘부의 표면이 거칠어지기 쉬워, 그 시트 재료의 굽힘 가공성이 저하되는 경우가 있다. 따라서, 구리 합금의 평균 결정 입자 크기는 바람직하게는 25㎛ 이하, 더욱 바람직하게는 20㎛ 이하, 가장 바람직하게는 15㎛ 이하이다. 구리 합금의 최종 평균 결정 입자 크기는 용체화 처리 후의 단계에서의 결정 입자 크기에 의해 대략 결정된다. 따라서, 구리 합금의 평균 결정 입자 크기의 제어는 용체화 처리 조건을 조정함으로써 실시될 수 있다.

[결정 입자 크기 분포]

Cu-Ti 합금은 용체화 처리에서 재결정 입자를 생성하는 시간의 차이에 의해 혼합 입자 구조가 용이하게 생성되어, 굽힘 변형시, 상이한 결정 입자 크기를 가진 구조의 경계 근처에 균열이 쉽게 생성되는 특징이 있다. 이러한 이유로, 구리 합금의 시트 재료 표면으로부터 무작위로 선택된 동일한 형상 및 크기를 갖는 복수의 영역 중 대응하는 영역 내의 결정 입자 크기의 평균값에 대해, 평균값들 중 최대값이 최대 결정 입자 크기이고, 전술된 평균값의 최소값이 최소 결정 입자 크기이고, 전술된 평균값의 평균값이 평균 결정 입자 크기라고 할 때, 결정 입자의 균일도를 나타내는 (최대 결정 입자 크기 - 최소 결정 입자 크기)/(평균 결정 입자 크기)는 바람직하게는 0.20 이하이고, 더욱 바람직하게는 0.15 이하이다.

[조직]

Cu-Ti 합금 시트 재료 표면(피압연 표면)으로부터의 X-선 회절의 패턴은 일반적으로 4개의 결정면, {111}, {200}, {220} 및 {311}, 상의 회절 피크를 포함한 다. 다른 결정면으로부터의 X-선 회절의 세기는 4개의 결정면으로부터의 세기보다 훨씬 작다. 통상의 제조 공정에 의해 제조된 Cu-Ti 합금 시트 재료에서, {420} 면으로부터의 X-선 회절의 세기는 무시해도 좋을 정도로 약하다. 본 발명에 따른 구리 합금의 시트 재료 제조 방법의 바람직한 실시예는 {420} 면이 주배향 성분인 조직을 가진 Cu-Ti 합금 시트 재료를 제조할 수 있다. 조직의 더 강한 성장은 후술하는 바와 같이 시트 재료의 굽힘 가공성을 향상시키기 위해 바람직하다는 것이 확인되었다.

외부 압력이 임의의 방향으로 결정에 가해지는 경우에 소성 변형(슬립)의 발생 가능성을 나타내는 지표로서 슈미드 인자(Schmid factor)가 있다. 결정에 가해진 외부 압력의 방향과 슬립면에 대한 법선 사이의 각도가 φ이고, 결정에 가해진 외부 압력의 방향과 슬립 방향의 각도가 λ라고 하면, 슈미드 인자는 cosφㆍcosλ로 표현되고, 그 값은 0.5 이하이다. 슈미드 인자가 커지면(즉, 슈미드 인자가 0.5에 가까워지면), 이는 슬립 방향으로의 전단 응력이 커지는 것을 의미한다. 따라서, 외부 압력이 임의의 방향으로 결정에 가해지는 경우에 슈미드 인자가 커지면(즉, 슈미드 인자가 0.5에 가까워지면), 결정은 쉽게 변형된다. Cu-Ti 합금의 결정 구조는 면심입방체(face-centered cubic; fcc)이다. 면심입방체 결정의 슬립 시스템은 {111}의 슬립면 및 <110>의 슬립 방향을 가진다. 슈미드 인자가 커질수록, 실제 결정이 쉽게 변형되어 가공 경화의 범위를 감소시킨다는 것이 공지되어 있다.

도 1은 면심입방체 결정의 슈미드 인자 분포를 도시하는 표준 역전극점도이 다. 도 1에 도시된 바와 같이, <120> 방향으로의 슈미드 인자는 0.5에 가까운 0.490이다. 즉, 외부 압력이 <120> 방향으로 결정에 가해지면 면심입방체 결정이 변형되기가 매우 쉽다. 다른 방향으로의 슈미드 인자는 <100> 방향으로는 0.408이고, <113> 방향으로는 0.445이고, <110> 방향으로는 0.408이고, <112> 방향으로는 0.408이고, <111> 방향으로는 0.272이다.

{420}의 주배향 성분을 가진 조직은 결정의 존재율이 높고, 결정의 {420} 면, 즉 {210} 면이 시트 재료의 표면(피압연 표면)에 대략 평행한 조직을 의미한다. {210}의 주배향 평면을 가진 결정에서, 시트 재료의 표면에 수직인 방향(ND)이 <120> 방향이고, 그 슈미드 인자는 0.5에 가깝다. 따라서, 결정은 방향 ND로 용이하게 변형되고, 가공 경화 범위는 작다. 반면에, Cu-Ti 합금의 전형적인 압연 조직은 {220}의 주배향 성분을 가진다. 이 경우, 결정의 존재율은 높고, 결정의 {220} 면, 즉, {110} 면이 시트 재료의 표면(피압연 표면)에 대략 평행하다. {110}의 주배향면을 가진 결정에서는, 방향 ND는 <110> 방향이고, 그 슈미드 인자는 약 0.4로, {210}의 주배향면을 가진 결정보다 방향 ND로의 변형에 의한 가공 경화의 범위가 크다. 또한, Cu-Ti 합금의 전형적인 재결정 조직은 {311}의 주배향 성분을 가진다. {311}의 주배향면을 가진 결정에서, 방향 ND는 <113> 방향이고, 그 슈미드 인자는 약 0.45로, {210}의 주배향면을 가진 결정보다 방향 ND로의 변형에 의한 가공 경화의 범위가 크다.

노칭(notching) 후 굽힘에 있어서, 노칭은 방향 ND로의 변형이고, 노칭에 의해 두께가 감소되는 시트 재료의 부분에서의 가공 경화의 범위는 시트 재료가 노치 를 따라 계속해서 굽힘된 경우에 시트 재료의 굽힘 가공성을 크게 제어하기 때문에, 방향 ND로의 변형에 의한 가공 경화의 범위는 매우 중요하다. 구리 합금의 시트 재료 표면 상의 {420} 결정면 상의 X-선 회절의 세기를 I{420}으로 하고, 순수한 구리의 표준 분말의 {420} 결정면 상의 X-선 회절의 세기를 I₀{420}로 하면, I{420}/I₀{420} ＞ 1.0을 만족하는 {420}의 주배향 성분을 가진 조직의 경우에 있어서, 노칭에 의한 가공 경화의 범위는 통상 Cu-Ti 합금의 압연 조직 또는 재결정 조직에서의 범위보다 작아, 노칭 후 굽힘 가공성이 현저하게 향상된다.

또한, I{420}/I₀{420} ＞ 1.0을 만족하는 {420}의 주배향 성분을 가진 조직의 경우에 있어서, {210}의 주배향면을 가진 결정은 시트 재료의 표면, 즉 {210} 면 상의 다른 방향으로서 <120> 및 <100> 방향을 가지며, 이 방향들은 서로 수직이다. 사실, LD는 <100> 방향이고, TD는 <120> 방향이다. 결정 배향의 예로서, (120)의 주배향면을 가진 결정에서, LD는 [011] 방향이고, TD는 [-2, 1, 0] 방향이다. 이러한 결정에서의 슈미드 인자는 LD에서 0.408이고, TD에서 0.490이다. 반면, Cu-Ti 합금의 전형적인 압연 조직에서, 주배향면은 {110} 면이고, LD는 <112> 방향이고, TD는 <110> 방향이고, 시트 재료 표면 상의 슈미드 인자는 LD에서 0.408이고, TD에서 0.272이다. Cu-Ti 합금의 전형적인 재결정 조직에서, 주배향면은 {113} 면이고, LD는 <112> 방향이고, TD는 <110> 방향이고, 시트 재료 표면 상의 슈미드 인자는 LD에서 0.408이고, TD에서 0.408이다. LD 및 TD에서의 슈미드 인자가 이와 같이 여겨진다면, {420}의 주배향 성분을 가진 조직을 가진 시트 재료 표 면 상의 변형은 종래 Cu-Ti 합금의 압연 조직 또는 재결정 조직을 가진 시트 재료 표면 상의 변형보다 용이하다. 이 점은 노칭 후 굽힘에서 균열이 생성되는 것을 방지하기 위해 유용하다고 여겨진다.

금속 시트 재료의 굽힘이 실시되는 경우, 금속의 결정 입자는 균일하게 변형되지 않고, 결정 입자의 결정 배향이 서로 상이하기 때문에, 굽힘시 용이하게 변형되는 결정 입자와, 굽힘시 변형되기 곤란한 결정 입자가 있다. 굽힘 범위가 증가할수록, 용이하게 변형되는 결정 입자는 다른 결정 입자에 우선하여 변형되고, 미세한 불규칙부가 결정 입자 사이의 비균일 변형에 의해 금속 시트의 굽힘부의 표면 상에 생성된다. 이 불규칙부는 성장하여 주름을 형성하고, 상황에 따라 균열(깨짐)을 생성한다. 전술된 바와 같이, I{420}/I₀{420} ＞ 1.0을 만족하는 조직을 가진 금속 시트 재료에서, 결정 입자는 통상적인 조직을 가진 시트 재료와 비교하여, ND로 시트 재료 표면 상에 용이하게 변형된다. 따라서, 노칭 후 굽힘 가공성 및 통상 굽힘 가공성은 결정 입자가 특별히 미세화되지 않아도 현저하게 향상된다고 여겨진다.

구리 합금의 시트 재료 표면상의 {420} 결정면 상의 X-선 회절의 세기를 I{420}, 순수한 구리의 표준 분말의 {420} 결정면 상의 X-선 회절의 세기를 I₀{420}이라고 하면, 이러한 결정 배향은 I{420}/I₀{420} ＞ 1.0을 만족한다. {420} 면 상에는 면심입방체 결정의 X-선 회절의 패턴으로 반사가 일어나지만 {210} 면 상에는 반사가 일어나지 않기 때문에, {210} 면 상의 결정 배향은 {420} 면 상의 반사에 의해 평가된다.

{420}의 주배향 성분을 가진 조직은 용체화 처리에 의해 재결정 조직으로서 형성된다. 그러나, 구리 합금의 시트 재료의 강도를 증대시키기 위해, 구리 합금의 시트 재료의 냉간 압연은 용체화 처리 후에 실시되는 것이 바람직하다. 냉간 압연율이 증가할수록, {220}의 주배향 성분을 가진 압연 조직은 성장한다. {220}의 배향 밀도가 증가할수록, {420}의 배향 밀도는 감소하지만, I{420}/I₀{420} ＞ 1.0을 유지하도록 냉간 압연율이 조정될 수 있다. 그러나, {220}의 주배향 성분을 가진 조직이 과도하게 성장하면 구리 합금의 시트 재료의 가공성이 저하되는 경우가 있기 때문에, 구리 합금의 시트 재료의 표면 상의 {220} 결정면 상의 X-선 회절의 세기를 I{220}, 순수한 구리의 표준 분말의 {220} 결정면 상의 X-선 회절의 세기를 I₀{220}이라고 하면, I{220}/I₀{220} ≤ 4.0을 만족하는 것이 바람직하다. 구리 합금의 시트 재료의 강도 및 굽힘 가공성을 더욱 향상시키기 위해서는, 1.0 ≤ I{220}/I₀{220} ≤ 3.0을 만족하는 것이 바람직하다.

이러한 특정 결정 배향을 가진 구리 합금의 시트 재료에서는, 구리 합금의 시트 재료에 고유한 고강도가 유지되고, 그 굽힘 가공성을 향상시키기 위해 결정 입자를 과도하게 미세화할 필요가 없어, Ti를 첨가함으로써 내응력완화성을 향상시키는 기능을 충분하게 제공하는 것이 가능하다.

[특징]

Cu-Ti 합금 시트 재료를 사용하여 커넥터 등의 전기 전자 부품을 더욱 소형 화 및 박형화하기 위해, 시트 재료의 2% 항복 강도는 바람직하게는 850MPa 이상이고, 더욱 바람직하게는 900MPa 이상이고, 가장 바람직하게는 950MPa 이상이다. 이러한 강도 특징을 가진 구리 합금의 시트 재료는 전술된 화학 조성을 가진 구리 합금 원료로부터 후술되는 제조 방법에 의해 제조될 수 있다.

구리 합금의 시트 재료의 일반적인 굽힘 가공성의 평가로서, 90°W 굽힘 시험에서 LD 및 TD 각각으로의 시트 재료 두께 t에 대한 최소 굽힘 반경 R의 비 R/t는 1.0 이하가 바람직하고, 더욱 바람직하게는 0.5 이하이다. 구리 합금의 시트 재료를 굽힘으로써 제조된 제품의 형상 및 치수의 정확성을 더욱 향상시키기 위해, LD로의 노칭 후 굽힘 가공성의 평가로서, 비 R/t는 0, 즉, 균열이 나타나지 않는 것이 바람직하다. 또한, LD로의 굽힘 가공성은 LD가 종방향인 방향(노칭 후의 굽힘 가공성의 경우에서와 동일함)으로 절결된 시험편에 의해 평가된 굽힘 가공성이며, 시험에서의 굽힘축은 TD이다. 유사하게는, TD로의 굽힘 가공성은 TD가 종방향인 방향으로 절결된 시험편에 의해 평가된 굽힘 가공성이며, 시험에서의 굽힘축은 LD이다.

구리 합금의 시트 재료가 자동차용 커넥터의 재료로서 사용되는 경우, TD로의 내응력완화성은 특히 중요하여, 내응력완화성은 TD가 종방향인 방향으로 절결된 시험편을 사용한 응력 완화율에 의해 평가되는 것이 바람직하다. 내응력완화성의 평가 방법으로서, 시트 재료가 200℃에서 1000시간 동안 유지되는 경우의 구리 합금의 시트 재료의 응력 완화율은 바람직하게는 5% 이하이고, 더욱 바람직하게는 3% 이하이다.

[제조 방법]

전술된 구리 합금의 시트 재료는 본 발명에 따른 구리 합금의 시트 재료의 바람직한 실시예에 의해 제조될 수 있다. 본 발명에 따른 구리 합금의 시트 재료의 바람직한 실시예는 전술된 조성을 가진 구리 합금 원료를 용융 주조하는 용융 주조 단계와, 용융 주조 단계 후에 950℃로부터 700℃까지의 온도 범위에서 초기 압연 과정을 실시하고 700℃ 미만으로부터 500℃까지의 온도 범위에서 30% 이상의 압연율로 열간 압연 공정을 실시하여 구리 합금 플레이트를 형성하는 열간 압연 단계와, 열간 압연 단계 후에 85% 이상의 압연율로 냉간 압연 공정을 실시하는 제1 냉간 압연 단계와, 제1 냉간 압연 단계 후에 750 내지 1000℃의 온도에서 5초 내지 5분 동안 구리 합금 플레이트를 보유지지하는 용체화 처리를 실시하는 용체화 처리 단계와, 용체화 처리 단계 후에 0 내지 50%의 압연율로 냉간 압연 공정을 실시하는 제2 냉간 압연 단계와, 제2 냉간 압연 단계 후에 300 내지 550℃의 온도에서 시효 처리를 실시하는 시효 처리 단계와, 시효 처리 단계 후에 0 내지 30%의 압연율로 마무리 냉간 압연 공정을 실시하는 마무리 냉간 압연 단계와, 선택적으로는, 마무리 냉간 압연 단계 후에 150 내지 450℃의 온도에서 저온 어닐링 공정을 실시하는 저온 어닐링 단계를 포함한다. 이러한 단계는 상세하게 후술된다. 또한, 열간 압연 후에, 대면, 산세척 등의 공정이 선택적으로 실시될 수도 있다. 각 열처리 후에, 산세척, 연마, 탈지 등의 공정이 선택적으로 실시될 수도 있다.

(용융 및 주조)

구리 합금의 원료가 용융된 후, 연속 주조, 반연속 주조 등에 의해 잉 곳(ingot)이 제조된다. 또한, Ti의 산화를 방지하기 위해, 원료는 불활성 가스의 분위기 또는 진공 용융로 내에서 용융되는 것이 바람직하다. 주조 후에, 침액(또는 열간 단조)가 선택적으로 실시될 수도 있다.

(열간 압연)

Cu-Ti 합금에 대한 열간 압연은 압연시 침전물이 생성되는 것을 방지하기 위해 통상 700℃ 이상의 고온, 바람직하게는 750℃ 이상의 온도에서 실시된 후, 열간 압연이 완료된 후에 담금질이 실시된다. 그러나, 이러한 전형적인 열간 압연 조건에서 본 발명에 따른 구리 합금의 시트 재료와 같은 균일한 결정 입자 구조 및 특정 조직을 가진 구리 합금의 시트 재료를 제조하는 것은 곤란하다. 즉, 이러한 전형적인 열간 압연 조건에서는, 후속 단계에서의 조건이 광범위하게 변경되더라도, CV ＜ 0.45의 편차의 계수를 가진 균일한 결정 입자 및 {420}의 주배향 성분을 가진 구리 합금의 시트 재료를 제조하는 것이 곤란하다. 이러한 이유로, 본 발명에 따른 구리 합금의 시트 재료의 제조 방법의 바람직한 실시예에서는, 950℃로부터 700℃까지의 온도 범위에서 초기 압연 과정이 실시되고, 700℃ 미만으로부터 500℃까지의 온도 범위에서 30% 이상의 압연율로 열간 압연 공정이 실시된다.

잉곳의 열간 압연이 실시되는 경우, 재결정화가 일어나기 쉬운 700℃ 이상의 고온에서 초기 압연 과정이 실시되면, 주조 구조를 파괴하여 구성 성분 및 구조를 균일화하는 것이 가능하다. 그러나, 온도가 950℃를 초과하면, 용융점이 낮아진 합금 성분의 편석부(segregation portion) 등의 부분에서 균열이 발생하지 않는 온도 범위를 설정하는 것이 요구된다. 따라서, 열간 압연 단계시 완전 재결정화를 확보하기 위해, 열간 압연 공정은 950℃로부터 700℃까지의 온도 범위에서 60% 이상의 압연율로 실시되는 것이 바람직하다. 이에 따라, 구조의 균일성이 더욱 촉진된다. 또한, 한번의 과정으로 60% 이상의 압연율을 획득하기 위해서 큰 압연 하중을 가하는 것이 요구되기 때문에, 복수의 과정에 의해 60% 이상의 총 압연율이 확보될 수도 있다. 본 발명에 따른 구리 합금의 시트 재료의 제조 방법의 바람직한 실시예에서, 열간 압연 단계에서의 30% 이상의 압연율은 압연 변형(strain)이 쉽게 발생되는 700℃ 미만으로부터 500℃까지의 온도 범위에서 확보된다. 따라서, 침전물의 일부가 생성되고, 후속 단계에서의 냉간 압연 및 용체화 처리가 열간 압연과 결합하여, 균일한 결정 입자 크기를 가진 결정 입자 구조 및 {420}의 주배향 성분을 가진 재결정 조직을 형성하는 것이 용이하다. 또한, 이 경우, 700℃ 미만으로부터 500℃까지의 온도 범위에서의 열간 압연 공정이 복수의 과정에 의해 실시될 수도 있다. 이 온도 범위에서의 압연율은 40% 이상이 바람직하다. 열간 압연 단계에서의 최종 과정 온도는 600℃ 이하가 바람직하다. 열간 압연 단계에서의 총 압연율은 약 80 내지 97%일 수 있다.

특정 온도 범위에서의 압연율 ε(%)은, 온도 범위에서 계속적으로 실시되는 복수의 압연 과정의 초기 압연 과정 전의 플레이트 두께를 t₀(㎜), 복수의 압연 과정의 최종 압연 과정 후의 플레이트 두께를 t₁(㎜)로 할 때, ε = (t₀ - t₁)×100/t₀에 의해 계산된다. 예를 들어, 초기 압연 과정 전의 플레이트 두께가 120㎜이고, 열간 압연 공정이 700℃ 이상의 온도에서 실시되어, 700℃ 이상의 온도에서의 최종 압연 과정 후의 플레이트 두께는 30㎜이다. 그후, 열간 압연 공정이 이어서 실시되고, 700℃ 미만으로부터 400℃까지의 온도 범위에서 열간 압연 공정의 최종 과정이 실시되어, 10㎜ 두께를 가진 구리 합금 플레이트가 마침내 얻어진다. 이 경우, 700℃ 이상 온도에서의 압연율은 (120 - 30)×100/120 = 75(%)이고, 700℃ 미만으로부터 400℃까지의 온도 범위에서의 압연율은 (30 - 10)×100/30 = 66.7(%)로, 열간 압연 공정에서의 총 압연율은 (120 - 10)×100/120 = 91.7(%)이다.

(제1 냉간 압연)

용체화 처리 전에 실시된 냉간 압연 단계에서, 압연율은 85% 이상, 바람직하게는 90% 이상일 필요가 있다. 이러한 높은 압연율로 가공된 재료가 후속 단계에서 용체화 처리되면, 열간 압연율에 도입된 스트레인은 재결정화용 핵으로 작용한다. 따라서, 균일한 결정 입자 크기를 가진 결정 입자 구조를 얻는 것이 가능하고, {420}의 주배향 성분을 가진 재결정 조직을 형성하는 것이 가능하다. 특히, 재결정 조직은 재결정화 전의 냉간 압연율에 크게 좌우된다. 자세하게는, {420}의 주배향 성분을 가진 결정 배향은 60% 이하의 냉간 압연율에서는 거의 생성되지 않고, 압연율이 증가함에 따라 60 내지 80%의 냉간 압연율에서 점차 증가하고, 냉간 압연율이 85%를 초과하면, 결정 배향은 급속하게 증가한다. {420}의 배향이 충분하게 우수한 결정 배향을 얻기 위해서는, 압연율이 85% 이상, 바람직하게는, 90% 이상일 필요가 있다. 또한, 분쇄력(mill power) 등에 의해 필연적으로 제한되기 때문에, 특별히 냉간 압연율의 상한을 규정할 필요는 없다. 그러나, 모서리에서 균열이 발생하는 것을 방지하기 위해서는, 99% 이하의 냉간 압연율에서 좋은 결과 를 얻을 수 있다.

또한, 구리 합금의 시트 재료를 제조하는 통상의 방법에서, 프로세스 어닐링(중간 용체화 처리) 전후에 1회 또는 복수회의 냉간 압연 작업이 열간 압연 작업 후 용체화 처리 전에 수행된다. 그렇지만, 이러한 냉간 압연 작업이 수행되면, 용체화 처리 직전의 냉간 압연율이 감소되어, 용체화 처리에 의해 형성되는 결정 입자 구조의 입자 크기에 대한 변동 계수가 증가되고, {420}의 주배향 성분을 가지는 재결정 조직이 현저하게 약화된다. 그러므로, 본 발명에 따른 구리 합금의 시트 재료를 제조하는 방법의 양호한 실시예에서 이러한 냉간 압연 작업은 수행되지 않는다.

(용체화 처리)

구리 합금의 시트 재료를 제조하는 통상의 방법에서, 또다시 매트릭스 내로 용질 원자의 고용체를 형성하고 재결정화를 수행하기 위해, 용체화 처리가 수행된다. 본 발명에 따른 구리 합금의 시트 재료를 제조하는 방법의 양호한 실시예에서도, {420}의 주배향 성분을 가지는 재결정 조직을 형성하기 위해 용체화 처리가 수행된다. 용체화 처리는 소정의 화학 조성을 가지는 구리 합금의 고용 한계 곡선(평형 다이어그램에 의해 한정된 고용 한계 곡선) 보다 30℃ 이상 높은 온도에서 수행되어야 한다. 온도가 너무 낮으면, 베타 상의 고용체를 충분하게 형성할 수 없다. 한편, 온도가 너무 높으면, 결정 입자가 조대화된다. 어느 경우에서도, 최종적으로 탁월한 굽힘 가공성 및 고강도를 가지는 구리 합금의 시트 재료를 얻는 것은 어렵다. 이러한 이유로, 고용 한계 곡선보다 50 내지 100℃만큼 높은 온도 범위에서 용체화 처리가 수행되는 것이 바람직하다.

용체화 처리 시에, 750℃ 내지 1000℃의 온도 범위 내에서 가열로 내에서의 유지 시간은, 재결정 입자의 평균 입자 크기(쌍정면은 결정립계로 간주하지 않는다)가 5㎛ 내지 25㎛, 양호하게는 8㎛ 내지 20㎛의 범위 내에 있도록 가열 처리를 수행하도록 설정되는 것이 바람직하다. 재결정 입자의 입자 크기가 너무 작으면, {420}의 주배향 성분을 가지는 재결정 조직이 약해지고, 이는 내응력이완성을 개선하기에 불리하다. 한편, 재결정 입자의 입자 크기가 너무 크면, 구리 합금의 시트 재료의 굽힘 부분의 표면이 거칠어지기 쉽다. 또한, 재결정 입자의 입자 크기는 용체화 처리 전의 냉간 압연율과, 화학 조성에 의해 변동된다. 그렇지만, 용체화 처리 시의 가열 패턴과 평균 입자 크기 사이의 관계가 각각의 합금에 대한 실험에 의해 사전에 도출되면, 750℃ 내지 1000℃의 온도 범위 내에서 유지 시간을 설정할 수 있다. 구체적으로, 본 발명에 따른 구리 합금의 시트 재료의 화학 조성에서, 750 내지 1000℃의 온도에서 5초 내지 5분 동안 플레이트를 유지하기 위하여 적절한 가열조건이 설정될 수 있다.

(제2 냉간 압연)

이후에, 0 내지 50%의 압연율로 냉간 압연 작업이 수행된다. 이 단계에서의 냉간 압연은 후속하는 시효 처리에서의 석출을 증진시키는 기능을 가진다. 따라서, 도전성 및 경도 등과 같은 필수적인 특성을 제공하기 위해 시효 온도를 낮추는 것이 가능하며, 또는 시효 시간을 단축시키는 것이 가능하다.

{220}의 주배향 성분을 가지는 조직이 냉간 압연 작업에 의해 성장한다. 그 렇지만, 50% 이하의 냉간 압연율에서는, 시트 재료의 표면에 평행한 {420}면을 가지는 결정 입자가 충분하게 잔류된다. 이 단계의 냉간 압연 작업은 50% 이하의 압연율, 바람직하게는 0 내지 40%의 압연율에서 수행되어야 한다. 압연율이 너무 높으면, I{420}/I₀{420}>1.0을 만족시키는 이상적인 결정 배향을 얻기가 어렵다. 또한, 0%의 압연율은 용체화 처리 후에 제2 냉간 압연을 수행하지 않고 시효 처리를 바로 수행하는 것을 의미한다. 본 발명에 따른 구리 합금의 시트 재료를 제조하는 방법의 양호한 실시예에서, 구리 합금의 시트 재료의 제조성을 개선하기 위해 제2 냉간 압연 단계는 생략될 수 있다.

(시효 처리)

시효 처리 단계에서, 구리 합금의 시트 재료의 도전성 및 강도를 개선하기 위한 효과적인 조건에 관해 시효 온도는 너무 높지 않도록 설정된다. 시효 온도가 너무 높으면, 용체화 처리에 의해 성장된 {420}이라는 양호한 방향을 가지는 결정 배향이 약해지고, 따라서 구리 합금의 시트 재료의 굽힘 가공성을 충분하게 개선하는 기능을 얻지 못하는 경우가 발생할 수 있다. 구체적으로, 시효 온도는 시트 재료의 온도가 300℃ 내지 550℃의 범위 내에 있도록 설정되는 것이 바람직하다. 시효 온도는 시트 재료의 온도가 350℃ 내지 500℃의 범위 내에 있도록 설정되는 것이 더욱 바람직하다. 시효 시간은 약 60분 내지 약 600분의 범위 내에서 설정될 수 있다. 시효 처리는 시효 처리 중에 시트 재료의 표면에 산화막이 형성되는 것이 억제되도록 수소, 질소 또는 아르곤의 분위기에서 수행될 수 있다.

Cu-Ti 합금에서, 안정적인 상(베타 상)이 생성되는 것이 억제되는 것이 바람직하다. 이러한 이유로, Cu-Ti 합금의 조성에서 최대 경도를 얻을 수 있는 시효 온도를 T_M(℃)으로, 그 최대 경도를 H_M(HV)으로 가정하면, 시효 처리 단계에서의 시효 온도는 300℃ 내지 550℃이고 T_M±10℃의 범위의 온도로 설정되는 것이 양호하며, 시효 시간은 시트 재료의 경도가 0.90 H_M 내지 0.95 H_M의 범위 내에 있도록 설정되는 것이 바람직하다. 최대 경도를 얻을 수 있는 시효 온도[T_M(℃)], 및 최대 경도[H_M(HV)]는 예비 시험에 의해 사전에 파악될 수 있다. 본 발명에 따른 구리 합금의 시트 재료의 조성 범위에서, 시트 재료의 경도는 통상적으로 24 시간 이하의 시효 시간에서 최대 경도에 도달한다.

또한, 강도 수준에 대한 요구 조건이 너무 높지 않다면(즉, 0.2% 항복 강도가 약 900MPa이면), 이하에 설명될 마무리 냉간 압연 단계, 및 저온 어닐링 단계는 생략될 수 있다.

(마무리 냉간 압연)

마무리 냉간 압연은 구리 합금의 시트 재료의 강도 수준(특히 0.2% 항복 강도)을 높게 개선하는 기능을 가진다. 마무리 냉간 압연율이 너무 낮으면, 충분한 강도가 얻어지지 않을 가능성이 다소 있다. 그렇지만, 압연율이 증가되면, {220}의 주배향 성분을 가지는 압연 조직이 성장한다. 한편, 마무리 냉간 압연율이 너무 높으면, {220}의 주배향 성분을 가지는 압연 조직이 다른 방향에 비해 월등하 여, 높은 강도와 탁월한 배드 웨이에서의 굽힘 가공성을 모두 가지는 결정 배향을 실현하는 것이 불가능하다. 본 발명에 따른 구리 합금의 시트 재료를 제조하는 방법의 양호한 실시예에서, 마무리 냉간 압연율은 0% 내지 30%의 범위 내에 있는 것이 바람직하고, 10% 내지 20%의 범위 내에 있는 것이 더욱 바람직하다. 이러한 마무리 냉간 압연에 의해, I{420}/I₀{420}>1.0을 만족시키는 결정 배향을 유지하는 것이 가능하다. 또한, 0%의 압연율은 본 냉간 압연이 수행되지 않는 것을 의미한다.

시트 재료의 최종 두께는 약 0.05 mm 내지 약 0.1mm의 범위 내에 있는 것이 바람직하고, 0.08mm 내지 0.5mm의 범위 내에 있는 것이 더욱 바람직하다.

(저온 어닐링)

마무리 냉간 압연 후에, 구리 합금의 시트 재료의 잔류 응력을 감소시키고, 시트 재료의 굽힘 가공성을 개선하고, 공극 및 슬립면 상의 전위의 감소로 인한 시트 재료의 내응력이완성을 개선하기 위해, 저온 어닐링이 수행될 수 있다. 특히, Cu-Ti 합금은 적절한 온도 범위의 저온 어닐링에 의해 경화된다. 상기 저온 어닐링 시의 가열 온도는 시트 재료의 온도가 150℃ 내지 450℃의 범위 내에 있도록 설정되는 것이 바람직하다. 이러한 저온 어닐링에 의해, 구리 합금의 시트 재료의 강도, 도전성, 굽힘 가공성 및 내응력이완성을 모두 개선하는 것이 가능하다. 가열 온도가 너무 높으면, 구리 합금의 시트 재료는 짧은 시간 내에 연화되고, 이로 인해, 일괄 처리 및 연속 시스템 어느 것에서도 특성의 변동이 야기되기 쉽다. 한편, 가열 온도가 너무 낮으면, 특성을 개선하는 전술된 기능을 충분하게 얻기가 불 가능하다. 전술된 온도 범위 내에서의 유지 시간은 5초 이상인 것이 바람직하며, 통상적으로 유지 시간이 1시간 이하일 때 양호한 결과가 얻어질 수 있다.

본 발명에 따른 구리 합금의 시트 재료 및 그 제조 방법의 실시예가 이하에서 상세하게 설명된다.

실시예1 내지 실시예12

3.18 wt%의 Ti 및 잔여 Cu를 함유하는 구리 합금(실시예1)과, 4.08 wt%의 Ti 및 잔여 Cu를 함유하는 구리 합금(실시예2)과, 3.58 wt%의 Ti 및 잔여 Cu를 함유하는 구리 합금(실시예3)과, 4.64 wt%의 Ti 및 잔여 Cu를 함유하는 구리 합금(실시예4)과, 2.86 wt%의 Ti, 0.12 wt%의 Co, 0.22 wt%의 Ni 및 잔여 Cu를 함유하는 구리 합금(실시예5)과, 2.32 wt%의 Ti, 0.14 wt%의 Fe, 0.11 wt%의 Sn, 0.36 wt%의 Zn 및 잔여 Cu를 함유하는 구리 합금(실시예6)과, 1.93 wt%의 Ti, 0.54 wt%의 Ni, 0.08 wt%의 Sn, 0.10 wt%의 Mg, 0.11 wt%의 Zr 및 잔여 Cu를 함유하는 구리 합금(실시예7)과, 1.55 wt%의 Ti, 0.12 wt%의 Ni, 0.21 wt%의 Cr, 0.03 wt%의 B 및 잔여 Cu를 함유하는 구리 합금(실시예8)과, 3.20 wt%의 Ti, 0.14 wt%의 Al, 0.03 wt%의 P 및 잔여 Cu를 함유하는 구리 합금(실시예9)과, 3.06 wt%의 Ti, 0.12 wt%의 V, 0.06 wt%의 Mn 및 잔여 Cu를 함유하는 구리 합금(실시예10)과, 3.14 wt%의 Ti, 0.12 wt%의 Ag, 0.06 wt%의 Be 및 잔여 Cu를 함유하는 구리 합금(실시예11)과, 3.35 wt%의 Ti, 0.24 wt%의 미슈 메탈 및 잔여 Cu를 함유하는 구리 합금(실시예12)이 각각 용융되었다. 이후에, 종형 반연속 캐스팅 기계가 사용되어 각각의 용융된 구리 합금을 주조하여 60mm의 두께를 가지는 잉곳을 얻었다.

각각의 잉곳은 950℃까지 가열되었고, 이후에, 열간 압연을 개시하기 위해 인출되었다. 압연이 700℃ 미만의 온도 범위에서 수행되는 동안, 750℃ 이상의 온도 범위에서의 압연율이 60%이상이도록 열간 압연 시의 패스 스케줄(pass schedule)이 설정된다. 또한, 700℃ 미만 내지 500℃의 온도 범위에서의 열간 압연율은 각각 42%(실시예1), 35%(실시예2), 32%(실시예3), 30%(실시예4), 50%(실시예5), 57%(실시예6), 50%(실시예7), 55%(실시예8), 45%(실시예9), 40%(실시예10), 40%(실시예11), 및 40%(실시예12)이었고, 열간 압연 시의 최종 패스 온도는 600 내지 500℃의 온도이었다. 잉곳에서 부터의 전체 열간 압연율은 약 95%이었다. 열간 압연 후에, 기계적 연마에 의해 표면 산화층이 제거(페이싱 처리)되었다.

이후에, 구리 합금의 플레이트를 형성하기 위해 각각 98%(실시예1), 92%(실시예2), 95%(실시예3), 90%(실시예4), 90%(실시예5), 96%(실시예6), 98%(실시예7), 96%(실시예8), 96%(실시예9), 95%(실시예10), 86%(실시예11), 및 92%(실시예12)의 압연율로 냉간 압연이 수행되었고, 이후에 용체화 처리가 수행되었다. 상기 용체화 처리 시에, 750℃ 내지 1000℃의 온도 범위에서 각 합금의 조성의 고용 한계 곡선 보다 30℃ 이상 높은 온도로 설정된 가열 온도에서, 5초 내지 5분의 범위로 설정된 유지 시간 동안, 가열 처리가 수행되었고, 따라서 각 실시예에서의 용체화 처리 후의 평균 결정 입자 크기(쌍정면은 결정립계로 간주되지 않았다)는 5㎛ 내지 25㎛이었다. 구체적으로, 가열 처리는 각각 900℃에서 15초 동안(실시예1), 950℃에서 15초 동안(실시예2), 900℃에서 25초 동안(실시예3), 1000℃에서 15초 동안(실시예4), 850℃에서 20초 동안(실시예5), 850℃에서 15초 동안(실시예6), 830℃ 에서 15초 동안(실시예7), 850℃에서 8초 동안(실시예8), 900℃에서 18초 동안(실시예9), 900℃에서 20초 동안(실시예10), 900℃에서 25초 동안(실시예11), 및 900℃에서 20초 동안(실시예12) 수행되었다.

이후에, 용체화 처리 후의 플레이트는 15%(실시예1), 20%(실시예2), 0%(실시예3), 25%(실시예4), 15%(실시예5), 45%(실시예6), 20%(실시예7), 20%(실시예8), 15%(실시예9), 0%(실시예10), 0%(실시예11), 및 0%(실시예12)의 압연율로 냉간 압연되었다.

이렇게 얻어진 플레이트에 대해서, 합금의 조성에 따라 최대 경도가 얻어지는 시효 조건[시효 온도 T_M(℃), 시효 시간 t_M(분), 최대 경도 H_M(HV)]을 파악하기 위한 예비 시험으로서, 300℃ 내지 500℃의 온도 범위에서, 24시간에 이르는 시효 처리 실험이 수행되었다. 이후에, 시효 온도는 T_M±10℃의 범위에 있도록 설정되었고, 시효 시간은 t_M보다 짧은 시간의 기간으로 설정되었으며, 이로 인해 시효 후의 플레이트의 경도가 0.90 H_M 내지 0.95 H_M의 범위에 있게 된다.

이후에, 시효 처리 후의 플레이트는 각각 10%(실시예1), 0%(실시예2), 12%(실시예3), 0%(실시예4), 15%(실시예5), 0%(실시예6), 25%(실시예7), 30%(실시예8), 15%(실시예9), 25%(실시예10), 10%(실시예11), 및 15%(실시예12)의 압연율로 마무리 냉간 압연되었다. 이후에, 450℃에서 1분 동안 어닐링 노 내에 각 플레이트를 유지하는 저온 어닐링이 수행되었다.

이렇게 하여 실시예1 내지 실시예12에서 구리 합금의 시트 재료가 얻어졌다. 또한, 각 시트 재료의 두께가 0.15mm가 되도록 시트 재료 제조의 중간에 선택적으로 페이싱 처리가 수행되었다.

이후에, 이하와 같이 각 시트 재료의 결정 입자 구조의 평균 결정 입자 크기, (최대 결정 입자 크기 - 최소 결정 입자 크기)/(평균 결정 입자 크기), X-선 회절 세기, 도전성, 인장 강도, 0.2% 항복 강도, 통상의 굽힘 가공성, 노칭 후 굽힘 가공성, 내응력이완성을 도출하기 위해, 상기 실시예로부터 얻어진 구리 합금의 시트 재료로부터 샘플이 절결되었다.

결정 입자 구조의 평균 결정 입자 크기는 이하와 같이 계산되었다. 먼저, 구리 합금의 시트 재료의 표면(압연된 표면)이 연마되고 에칭되었다. 이후에, 구리 합금의 시트 재료의 압연된 표면의 광학 마이크로 사진으로부터, 100㎛ × 100㎛ 크기를 가지는 10개의 정방형 가시 영역이 무작위로 선택되었으며, 각각의 가시 영역의 2개의 측면은 압연 방향(LD)에 평행하고, 각각의 가시 영역의 다른 2개의 측면은 압연 방향에 수직인 방향(TD)에 평행하다. 각각의 가시 영역에서, 결정 입자 크기는 JIS H0501에 기초한 단면법에 의해 측정되었다. 이후에, 각각의 가시 영역에서 결정 크레인 크기의 평균값(d₁, d₂, ..., d₁₀)이 각각 계산되었다. 이후에, 결정 입자 크기의 평균값(d₁, d₂, ..., d₁₀)의 평균값 d_mean[=(d₁+d₂+...+d₁₀)/10]이 결정 입자 구조의 평균 결정 입자 크기로서 계산되었다. 또한, 결정 입자는 용체화 처리 후 압연에 의해 압연 방향으로 신장된다. 그렇지만, 용체화 처리 후에 시트 재료가 압연된 후, 압연 방향에 수직인 방향(TD)으로의 결정 입자의 길이는 용체화 처리 후의 TD 방향으로의 결정 입자의 길이와 실질적으로 동일하다. 그러므로, 결정 입자 크기의 측정은 압연 방향에 수직인 방향(TD)으로의 결정 입자의 길이를 측정함으로써 수행되었다. 결과로서, 평균 결정 입자 크기는 각각 8㎛(실시예1), 12㎛(실시예2), 16㎛(실시예3), 6㎛(실시예4), 18㎛(실시예5), 15㎛(실시예6), 10㎛(실시예7), 14㎛(실시예8), 11㎛(실시예9), 12㎛(실시예10), 16㎛(실시예11), 및 12㎛(실시예12)이었다.

또한, 각각의 가시 영역의 결정 입자 크기의 평균값(d₁, d₂, ..., d₁₀)의 최대값이 최대 결정 입자 크기(d_max)이고, 그 최소값이 최소 결정 입자 크기(d_min)이었다고 가정했을 때, (최대 결정 입자 크기 - 최소 결정 입자 크기)/(평균 결정 입자 크기)는 (d_max - d_min)/d_mean으로 계산되었다. 결과로서, (최대 결정 입자 크기 - 최소 결정 입자 크기)/(평균 결정 입자 크기)의 값은 각각 0.06(실시예1), 0.08(실시예2), 0.09(실시예3), 0.12(실시예4), 0.08(실시예5), 0.05(실시예6), 0.07(실시예7), 0.10(실시예8), 0.14(실시예9), 0.11(실시예10), 0.09(실시예11), 및 0.06(실시예12)이었다.

X-선 회절 세기(X-선 회절 집적 세기)의 측정이 이하와 같이 수행되었다. 먼저, 구리 합금의 시트 재료의 표면(압연된 표면)을 #1500 방수 용지로 마무리 연마함으로써 샘플이 마련되었다. 이후에, 각 샘플의 마무리된 표면에 대해서, Mo-Κα선, 40kV의 X-선관 전압, 및 30mA의 X-선관 전류를 포함하는 측정 조건에서 X-선 회절 장치(XRD)에 의해, {420}면에 대한 X-선 회절 세기[I{420}] 및 {220}면에 대한 X-선 회절 세기[I{220}]이 측정되었다. 한편, 순수한 구리의 표준 분말에 대해서, {420}면에 대한 X-선 회절 세기[I₀{420}] 및 {220}면에 대한 X-선 회절 세기[I₀{220}]이 역시 동일한 측정 조건 하에서 동일한 X-선 회절 장치에 의해 측정되었다. 이렇게 측정된 값을 사용하여, X-선 회절 세기의 비[I{420}/I₀{420}]와 X-선 회절 세기의 비[I{220}/I₀{220}]가 도출되었다. 결과로서 I{420}/I₀{420}와 I{220}/I₀{220}는 각각 1.3 및 2.8(실시예1), 1.6 및 2.6(실시예2), 1.5 및 2.7(실시예3), 2.0 및 2.6(실시예4), 1.4 및 3.2(실시예5), 2.0 및 2.6(실시예6), 1.5 및 2.8(실시예7), 1.4 및 2.6(실시예8), 1.2 및 3.2(실시예9), 1.1 및 3.6(실시예10), 1.6 및 2.5(실시예11), 및 1.4 및 2.7(실시예12)이었다.

구리 합금의 시트 재료의 도전성은 JIS H0505에 기초한 도전성 측정 방법에 따라서 측정되었다. 결과로서, 도전성은 각각 13.2%IASC(실시예1), 12.2%IASC(실시예2), 12.4%IASC(실시예3), 13.0%IASC(실시예4), 13.6%IASC(실시예5), 14.5%IASC(실시예6), 15.1%IASC(실시예7), 16.2%IASC(실시예8), 12.4%IASC(실시예9), 12.6%IASC(실시예10), 13.1%IASC(실시예11), 및 12.8%IASC(실시예12)이었다.

구리 합금의 시트 재료의 기계적 특성 중 하나로서 기능하는 인장 강도를 평가하기 위해, 3개의 시험편(JIS Z2201에 기초한 No.5 시험편)이 LD 방향(압연 방향)으로의 인장 시험을 위해 구리 합금의 각각의 시트 재료로부터 절결되었다. 이후에, LD 방향으로의 인장 강도의 평균값 및 0.2% 항복 강도의 평균값을 도출하기 위해 각각의 시험편에 대하여 JIS Z2241에 기초한 인장 시험이 수행되었다. 결과로서, LD 방향으로의 인장 강도 및 0.2% 항복 강도는 각각 1005MPa 및 935MPa(실시예1), 1016MPa 및 915MPa(실시예2), 976MPa 및 905MPa(실시예3), 1025MPa 및 946MPa(실시예4), 980MPa 및 912MPa(실시예5), 986MPa 및 888MPa(실시예6), 968MPa 및 892MPa(실시예7), 976MPa 및 965MPa(실시예8), 1025MPa 및 955MPa(실시예9), 1036MPa 및 970MPa(실시예10), 1025MPa 및 955MPa(실시예11), 및 1034MPa 및 967MPa(실시예12)이었다.

구리 합금의 시트 재료의 내응력이완성을 평가하기 위해, TD 방향(압연 방향에 수직인 방향 및 두께 방향)의 길이 방향을 가지는 굽힘 시험편(폭:10mm)이 구리 합금의 시트 재료로부터 절결되었다. 이후에, 굽힘 시험편은 시험편의 중앙부의 그 길이 방향으로의 표면 응력이 0.2% 항복 강도의 80%가 되도록 아치 형상으로 절곡되었고, 이후에 시험편은 그 상태로 고정되었다. 또한, 표면 응력은 표면 응력(MPa) = 6Etδ/L₀ ²로 정의되고, 여기서, E는 탄성 계수(MPa)를 지시하고, t는 샘플의 두께(mm)를 지시하고, δ는 샘플의 휨변형 높이(mm)를 지시한다. 굽힘 변형으로부터 이러한 상태로 시험편이 200℃에서 1000시간 동안 상기 분위기 하에서 유지된 후, 응력 완화율(%) = (L₁ - L₂) × 100/(L₁ - L₀)에 의해 응력 완화율이 계산되었고, 여기서, L₀는 지그의 길이, 즉, 시험 중의 고정된 샘플의 양 단부 사이의 수평 거리(mm)를 지시하며, L₁은 시험 시작 시의 샘플의 길이(mm)를 지시하며, L₂는 시험 후의 샘플의 양 단부 사이의 수평 거리(mm)를 지시한다. 결과로서, 응력 완화율은 각각 2.4%(실시예1), 2.2%(실시예2), 2.8%(실시예3), 3.1%(실시예4), 2.2%(실시예5), 3.4%(실시예6), 3.3%(실시예7), 3.4%(실시예8), 3.6%(실시예9), 3.3%(실시예10), 2.2%(실시예11), 및 2.3%(실시예12)이었다. 또한, 5% 이하의 응력 완화율을 가지는 구리 합금의 시트 재료는, 그 시트 재료가 자동차의 연결부의 재료로서 사용되더라도, 높은 내구성을 가진다고 평가되었으며, 이러한 구리 합금의 시트 재료가 허용가능한 것으로서 판단되었다.

구리 합금의 시트 재료의 통상의 굽힘 가공성을 평가하기 위해, LD 방향(압연 방향)의 길이 방향을 가지는 3개의 굽힘 시험편(폭:10mm) 및 TD 방향(압연 방향에 수직인 방향 및 두께 방향)의 길이 방향을 가지는 3개의 굽힘 시험편(폭:10mm)이 각각 구리 합금의 시트 재료로부터 절결되었다. 이후에, JIS H3110에 기초한 90°W 굽힘 시험이 각각의 시험편에 대해서 수행되었다. 이후에, 시험 후의 각 시험편의 굽힘 부분의 표면 및 단면이 광학 현미경에 의해 100배의 배율로 관찰되어, 크랙이 발생되지 않은 최소 굽힘 반경(R)이 도출되었다. 이후에, 최소 굽힘 반경(R)을 구리 합금의 시트 재료의 두께(t)로 나누어서 LD 및 TD 각각에 대한 R/t 값을 도출하였다. 각각의 LD 및 TD에서의 3개의 시험편에 대한 R/t 값의 최악의 결과가 각각 LD 및 TD에 대한 R/t의 값으로서 채택되었다. 결과로서, LD 및 TD에서의 R/t의 값은 각각 0.0 및 0.5(실시예1, 4, 및 11), 0.0 및 0.0(실시예2, 3, 6, 7 및 8), 0.0 및 0.3(실시예5), 0.0 및 0.7(실시예9 및 12), 및 0.0 및 0.8(실시예10)이었다.

구리 합금의 시트 재료의 노칭 후의 굽힘 가공성을 평가하기 위해, LD의 길이 방향을 가지는 스트립 샘플(폭:10mm)이 구리 합금의 시트 재료로부터 절결되었다. 이후에, 도 2 및 도 3에 도시된 바와 같이, 상단면에 실질적으로 사다리꼴 단면을 가지는 돌출부(돌출부의 평탄한 상단면의 폭은 0.1mm이고, 평탄면과 돌출부의 각 측면 사이의 각도는 45°이다)가 형성된 노치 형성 지그(10)를 사용하여, 도 3에 도시된 바와 같이 화살표(A) 방향으로 샘플(12)에 20kN의 하중을 가함으로써, 샘플(12)의 전체 폭에 걸쳐 연장된 노치가 형성되었다. 또한, 노치의 길이 방향(즉, 홈에 평행한 방향)은 샘플의 길이 방향[화살표(B)의 방향]에 수직이었다. 이렇게 마련된 3개의 노칭된 굽힘 시험편(12') 각각의 노치(12'a)의 깊이가 측정되었다. 도 4에 개략적으로 도시된 노치(12'a)의 깊이(δ)는 샘플의 두께(t)의 약 1/4 내지 약 1/6이었다. 3개의 노칭된 굽힘 시험편(12') 각각에 대하여, JIS H3110에 기초한 90°W 굽힘 시험이 수행되었다. 90°W 굽힘 시험은 하부 다이의 중앙 돌출부의 팁의 R이 0mm인 지그를 사용하여 수행되었다. 이러한 90°W 굽힘 시험에서, 노칭된 굽힘 시험편(12')은 하부 다이의 중앙 돌출부가 노치부에 대응하면서 노치 형성면이 아래로 대면하도록 설정되었다. 이후에, 시험 후의 3개의 시험편 각각의 굽힘 부분의 표면 및 단면이 광학 현미경을 사용하여 100배의 배율로 관찰되었고, 크랙의 존재를 확인하였다. 시험편의 최악의 결과가 노칭 후의 굽힘 부분의 굽힘 가공성을 평가하기 위해 채택되었다. 결과로서, 모든 실시예에서, 노칭 후의 굽힘 부분의 표면 및 단면에서 크랙이 관찰되지 않았고, 따라서, 노칭 후의 굽힘 가공성은 양호하였다.

비교예1

700℃ 미만 내지 500℃의 온도 범위에서의 열간 압연율이 20%이었고, 850℃에서 120초 동안의 프로세스 어닐링(중간 용체화 처리)의 전후에 복수회의 냉간 압연 작업이 용체화 처리 전의 냉간 압연 중에 수행되었다는 것을 제외하고는 실시예1과 동일한 방법에 의해 구리 합금의 시트 재료를 얻기 위해 실시예1과 동일한 조성을 가지는 구리 합금이 사용되었다. 또한, 용체화 처리 시에 800℃에서 150초 동안 가열 처리가 수행되었다.

이와 같이 얻어진 구리 합금의 시트 재료로부터 샘플을 절결하여, 실시예1 내지 12와 동일한 방법으로 그 결정 입자 구조의 평균 결정 입자 크기, (최대 결정 입자 크기-최소 결정 입자 크기)/(평균 결정 입자 크기), X선 회절의 세기, 전기 전도도, 인장 강도, 0.2% 항복 강도, 통상의 굽힘 가공성, 노칭 후 굽힘 가공성 및 내응력완화성을 구한다.

그 결과, 평균 결정 입자 크기는 5㎛이며, (최대 결정 입자 크기-최소 결정 입자 크기)/(평균 결정 입자 크기)는 0.42이다. X선 회절의 세기의 비 I{420}/I₀{420} 및 I{220}/I₀{220}는 각각 0.6 및 4.4이다. 전기 전도도는 13.3%IACS이다. LD에 있어서의 인장 강도 및 0.2% 항복 강도는 각각 1001㎫ 및 928㎫ 이다. 응력 완화율은 4.2%이다. 통상의 굽힘 가공성에 대한 평가로서, LD 및 TD에 있어서의 R/t 값은 각각 2.0 및 3.0이다. 노칭 후 샘플은 굽힘부에서 파단된다.

비교예 2

700℃ 미만에서 500℃까지의 온도 범위에서의 열간 압연율이 25%라는 점과, 용체화 처리 전 냉간 압연 동안에 850℃에서 120초간 어닐링하는 공정(중간 용체화 처리) 전후에 복수의 냉간 압연 작업이 행해진다는 점을 제외하고는, 실시예2와 동일한 방법에 의해 구리 합금의 시트 재료를 얻기 위해서 실시예2와 동일한 조성을 갖는 구리 합금이 사용된다. 또한, 용체화 처리시 열처리는 950℃에서 15초간 행해진다.

그 결과, 평균 결정 입자 크기는 12㎛이며, (최대 결정 입자 크기-최소 결정 입자 크기)/(평균 결정 입자 크기)는 0.36이다. X선 회절의 세기의 비 I{420}/I₀{420} 및 I{220}/I₀{220}는 각각 0.4 및 3.2이다. 전기 전도도는 12.6%IACS이다. LD에 있어서의 인장 강도 및 0.2% 항복 강도는 각각 996㎫ 및 906㎫ 이다. 응력 완화율은 3.9%이다. 통상의 굽힘 가공성에 대한 평가로서, LD 및 TD에 있어서의 R/t 값은 각각 1.0 및 2.5이다. 노칭 후 샘플은 굽힘부에서 파단된다.

비교예 3

700℃ 미만에서 500℃까지의 온도 범위에서의 열간 압연율이 0%, 즉, 열간 압연 완성 온도가 700℃ 이상이라는 점과, 용체화 처리 전 냉간 압연 동안에 850℃에서 120초 동안 어닐링하는 공정(중간 용체화 처리) 전후에 복수의 냉간 압연 작업이 행해진다는 점을 제외하고는, 실시예3과 동일한 방법에 의해 구리 합금의 시트 재료를 얻기 위해서 실시예3과 동일한 조성을 갖는 구리 합금이 사용된다. 또한, 용체화 처리시 열처리는 850℃에서 120초간 행해진다.

그 결과, 평균 결정 입자 크기는 18㎛이며, (최대 결정 입자 크기-최소 결정 입자 크기)/(평균 결정 입자 크기)는 0.35이다. X선 회절의 세기의 비 I{420}/I₀{420} 및 I{220}/I₀{220}는 각각 0.3 및 4.1이다. 전기 전도도는 12.7%IACS이다. LD에 있어서의 인장 강도 및 0.2% 항복 강도는 각각 963㎫ 및 898㎫ 이다. 응력 완화율은 4.2%이다. 통상의 굽힘 가공성에 대한 평가로서, LD 및 TD에 있어서의 R/t의 값은 각각 1.5 및 2.5이다. 노칭 가공 후 굽힘부의 단면 및 표면에서 균열이 발견된다.

비교예 4

700℃ 미만에서 500℃까지의 온도 범위에서의 열간 압연율이 0%, 즉, 열간 압연 완성 온도가 700℃ 이상이라는 점과, 용체화 처리 전 냉간 압연 동안에 850℃에서 120초간 어닐링하는 공정(중간 용체화 처리) 전후에 복수의 냉간 압연 작업이 행해진다는 점을 제외하고는, 실시예4와 동일한 방법에 의해 구리 합금의 시트 재료를 얻기 위해서 실시예4와 동일한 조성을 갖는 구리 합금이 사용된다. 또한, 용체화 처리시 열처리는 950℃에서 15초간 행해진다.

그 결과, 평균 결정 입자 크기는 5㎛이며, (최대 결정 입자 크기-최소 결정 입자 크기)/(평균 결정 입자 크기)는 0.33이다. X선 회절의 세기의 비 I{420}/I₀{420} 및 I{220}/I₀{220}는 각각 0.7 및 3.8이다. 전기 전도도는 13.1%IACS이다. LD에 있어서의 인장 강도 및 0.2% 항복 강도는 각각 1011㎫ 및 952㎫ 이다. 응력 완화율은 5.4%이다. 통상의 굽힘 가공성에 대한 평가로서, LD 및 TD에 있어서의 R/t 값은 각각 2.0 및 3.5이다. 노칭 후 굽힘부의 단면 및 표면에서 균열이 발견된다.

비교예 5

700℃ 미만에서 500℃까지의 온도 범위에서의 열간 압연율이 15%라는 점과, 용체화 처리 전 냉간 압연 동안에 850℃에서 120초간 어닐링하는 공정(중간 용체화 처리) 전후에 복수의 냉간 압연 작업이 행해진다는 점과, 시효 후 최대 경도에 대해서 시효 후 시트 재료의 경도가 1.00이 되도록 시효 시간이 설정된다는 점을 제외하고는, 실시예5와 동일한 방법에 의해 구리 합금의 시트 재료를 얻기 위해서 실시예5와 동일한 조성을 갖는 구리 합금이 사용된다. 또한, 용체화 처리시 열처리는 850℃에서 15초간 행해진다.

그 결과, 평균 결정 입자 크기는 3㎛이며, (최대 결정 입자 크기-최소 결정 입자 크기)/(평균 결정 입자 크기)는 0.28이다. X선 회절의 세기의 비 I{420}/I₀{420} 및 I{220}/I₀{220}는 각각 0.3 및 4.3이다. 전기 전도도는 14.1%IACS이다. LD에 있어서의 인장 강도 및 0.2% 항복 강도는 각각 986㎫ 및 908㎫ 이다. 응력 완화율은 7.6%이다. 통상의 굽힘 가공성에 대한 평가로서, LD 및 TD에 있어서의 R/t 값은 각각 2.0 및 5.0이다. 노칭 후 샘플은 굽힘부에서 파단된다.

비교예 6

용융 구리 합금으로서 1.08wt%의 Ti, 0.17wt%의 Mg, 0.20wt%의 Zr, 그리고 Cu를 잔량으로 포함하는 구리 합금이 사용된다는 점과, 700℃ 미만에서 500℃까지의 온도 범위에서의 열간 압연율이 45%이라는 점과, 용체화 처리전 냉간 압연율이 96%라는 점과, 용체화 처리후 냉간 압연율이 50%라는 점과, 최후 냉간 압연율이 20%라는 점을 제외하고는, 실시예1 내지 12와 동일한 방법에 의해 구리 합금의 시트 재료를 얻는다. 또한, 용체화 처리시 열처리는 750℃에서 20초간 행해진다.

그 결과, 평균 결정 입자 크기는 8㎛이며, (최대 결정 입자 크기-최소 결정 입자 크기)/(평균 결정 입자 크기)는 0.35이다. X선 회절의 세기의 비 I{420}/I₀{420} 및 I{220}/I₀{220}는 각각 0.3 및 4.3이다. 전기 전도도는 22.5%IACS이다. LD에 있어서의 인장 강도 및 0.2% 항복 강도는 각각 842㎫ 및 768㎫ 이다. 응력 완화율은 6.4%이다. 통상의 굽힘 가공성에 대한 평가로서, LD 및 TD에 있어서의 R/t의 값은 각각 1.0 및 2.5이다. 노칭 후 굽힘부의 단면 및 표면에서 균열이 발견된다.

비교예 7

용융 구리 합금으로서, 5.22wt%의 Ti, 0.15wt%의 Ni, 0.15wt%의 Zn, 그리고 Cu를 잔량으로 포함하는 구리 합금이 사용된다는 점을 제외하고는 실시예1과 동일한 방법에 의해 구리 합금의 시트 재료를 얻는다. 본 비교예에 있어서는 Ti의 함량이 너무 높아 적절한 용체화 처리 조건을 설정할 수 없기 때문에 제조하는 동안 균열이 발생하게 되고, 이에 따라 평가될 시트 재료를 제조하는 것이 불가능하였다.

비교예 8

용체화 처리 시간이 10초라는 긴 시간이라는 점을 제외하고는, 실시예1과 동일한 방법에 의해 구리 합금의 시트 재료를 얻기 위해서 실시예1과 동일한 조성을 갖는 구리 합금이 사용된다. 또한, 용체화 처리시 열처리는 900℃에서 행해진다.

그 결과, 평균 결정 입자 크기는 62㎛이며, (최대 결정 입자 크기-최소 결정 입자 크기)/(평균 결정 입자 크기)는 0.06이다. X선 회절의 세기의 비 I{420}/I₀{420} 및 I{220}/I₀{220}는 각각 1.8 및 2.4이다. 전기 전도도는 12.7%IACS이다. LD에 있어서의 인장 강도 및 0.2% 항복 강도는 각각 928㎫ 및 856㎫ 이다. 응력 완화율은 2.0%이다. 통상의 굽힘 가공성에 대한 평가로서, LD 및 TD에 있어서의 R/t 값은 각각 2.0 및 2.5이다. 노칭 후 굽힘부의 단면 및 표면에서 균열이 발견되었다.

비교예 9

용체화 처리 온도가 더 낮은 온도인 700℃라는 점과, 용체화 처리 시간이 10초라는 긴 시간이라는 점을 제외하고는, 실시예1과 동일한 방법에 의해 구리 합금의 시트 재료를 얻기 위해서 실시예1과 동일한 조성을 갖는 구리 합금이 사용된다.

그 결과, 평균 결정 입자 크기는 3㎛이며, (최대 결정 입자 크기-최소 결정 입자 크기)/(평균 결정 입자 크기)는 0.48이다. X선 회절의 세기의 비 I{420}/I₀{420} 및 I{220}/I₀{220}는 각각 0.2 및 6.1이다. 전기 전도도는 15.6%IACS이다. LD에 있어서의 인장 강도 및 0.2% 항복 강도는 각각 1026㎫ 및 945㎫ 이다. 응력 완화율은 11.6%이다. 통상의 굽힘 가공성에 대한 평가로서, LD에 있어서의 R/t 값은 3.0으로, TD에 있어서의 R/t 값이 5.0일지라도 샘플은 파단된다. 노칭 후 굽힘부에서 샘플은 파단된다.

비교예 10

최종 냉간 압연율이 55%라는 점을 제외하고는, 실시예1과 동일한 방법에 의해 구리 합금의 시트 재료를 얻기 위해서 실시예1과 동일한 조성을 갖는 구리 합금이 사용된다. 또한, 용체화 처리시 열처리는 900℃에서 15초간 행해진다.

이와 같이 얻어진 구리 합금의 시트 재료로부터 샘플을 절결하여, 실시예1 내지 12에 있어서와 동일한 방법으로 그 결정 입자 구조의 평균 결정 입자 크기, (최대 결정 입자 크기-최소 결정 입자 크기)/(평균 결정 입자 크기), X선 회절의 세기, 전기 전도도, 인장 강도, 0.2% 항복 강도, 통상의 굽힘 가공성, 노칭 후 굽힘 가공성 및 내응력완화성을 구한다.

그 결과, 평균 결정 입자 크기는 8㎛이며, (최대 결정 입자 크기-최소 결정 입자 크기)/(평균 결정 입자 크기)는 0.06이다. X선 회절의 세기의 비 I{420}/I₀{420} 및 I{220}/I₀{220}는 각각 0.2 및 5.6이다. 전기 전도도는 12.4%IACS이다. LD에 있어서의 인장 강도 및 0.2% 항복 강도는 각각 1114㎫ 및 1056㎫ 이다. 응력 완화율은 6.4%이다. 통상의 굽힘 가공성에 대한 평가로서, LD 및 TD 있어서의 R/t 값이 각각 5.0일지라도 샘플은 파단된다. 노칭 후 굽힘부에서 샘플은 파단된다.

비교예 11

상용으로 입수할 수 있는 일반적인 Cu-Ti 합금(C199-1/2H, 두께 : 0.15㎜)의 시트 재료를 준비한다. 준비된 구리 합금의 시트 재료로부터 샘플을 절결하여, 실시예1 내지 12와 동일한 방법으로 그 결정 입자 구조의 평균 결정 입자 크기, (최대 결정 입자 크기-최소 결정 입자 크기)/(평균 결정 입자 크기), X선 회절의 세기, 전기 전도도, 인장 강도, 0.2% 항복 강도, 통상의 굽힘 가공성, 노칭 후 굽힘 가공성 및 내응력완화성을 구한다.

그 결과, 평균 결정 입자 크기는 7㎛이며, (최대 결정 입자 크기-최소 결정 입자 크기)/(평균 결정 입자 크기)는 0.25이다. X선 회절의 세기의 비 I{420}/I₀{420} 및 I{220}/I₀{220}는 각각 0.5 및 3.3이다. 전기 전도도는 13.1%IACS이다. LD에 있어서의 인장 강도 및 0.2% 항복 강도는 각각 854㎫ 및 766㎫ 이다. 응력 완화율은 5.8%이다. 통상의 굽힘 가공성에 대한 평가로서, LD 및 TD에 있어서의 R/t 값은 각각 1.5 및 2.0이다. 노칭 후 굽힘부의 단면 및 표면에서 균열이 발견된다.

비교예 12

상용으로 입수할 수 있는 일반적인 Cu-Ti 합금(C199-EH, 두께 : 0.15㎜)의 시트 재료를 준비한다. 준비된 구리 합금의 시트 재료로부터 샘플을 절결하여, 실시예1 내지 12와 동일한 방법으로 그 결정 입자 구조의 평균 결정 입자 크기, (최대 결정 입자 크기-최소 결정 입자 크기)/(평균 결정 입자 크기), X선 회절의 세기, 전기 전도도, 인장 강도, 0.2% 항복 강도, 통상의 굽힘 가공성, 노칭 후 굽힘 가공성 및 내응력완화성을 구한다.

그 결과, 평균 결정 입자 크기는 7㎛이며, (최대 결정 입자 크기-최소 결정 입자 크기)/(평균 결정 입자 크기)는 0.28이다. X선 회절의 세기의 비 I{420}/I₀{420} 및 I{220}/I₀{220}는 각각 0.3 및 3.9이다. 전기 전도도는 12.4%IACS이다. LD에 있어서의 인장 강도 및 0.2% 항복 강도는 각각 962㎫ 및 902㎫ 이다. 응력 완화율은 6.2%이다. 통상의 굽힘 가공성에 대한 평가로서, LD 및 TD에 있어서의 R/t 값은 각각 2.0 및 4.0이다. 노칭 후 굽힘부에서 샘플은 파단된다.

본 실시예 및 비교예에 있어서의 조성 및 제조 조건을 각각 표1 및 표2에 도시하고, 그 구조 및 성질에 대한 결과를 각각 표3 및 표4에 도시한다.

또한, R/t가 5.0이더라도 구리 합금의 시트 재료가 파단될 경우, 평가는 더 이상 행해지지 않으며, 표 4에 있어서 구리 합금의 시트 재료의 통상의 굽힘 가공성에 대한 평가열에 "파단"이라고 기술한다. 표 4에 있어서 구리 합금의 시트 재료의 노칭 후 굽힘 가공성에 대한 평가열에는, 노칭 후 굽힘부의 단면 및 표면 상에 균열이 발견되지 않을 경우 "우수함"이라고 기술하고, 그 상에 균열이 발견될 경우 "나쁨"이라고 기술하고, 그 굽힘부에서 시트 재료가 파단될 경우 "파단"이라고 기술한다. 3개의 시험편 중 가장 나쁜 결과를 채택하여 "우수함", "나쁨" 및 "파단"으로서 평가되도록 하고, "우수함"이라는 평가가 용인가능한 것으로 판단되었다.

도 5a 내지 도 5d는 실시예1에 있어서 용체화 처리 전과, 850℃에서 10초간 용체화 처리한 후와, 850℃에서 30초간 용체화 처리한 후와, 850℃에서 60초간 용체화 처리한 후의 구리 합금의 시트 재료 표면의 구조를 각각 도시한 광학 현미경 사진이다. 도 6a 내지 도 6d는 비교예1에 있어서 용체화 처리 전과, 850℃에서 10초간 용체화 처리한 후와, 850℃에서 30초간 용체화 처리한 후와, 850℃에서 60초간 용체화 처리한 후의 구리 합금의 시트 재료 표면의 구조를 각각 도시한 광학 현미경 사진이며, 여기에서는 실시예1과 동일한 조성을 갖는 구리 합금을 사용하고, 700℃ 미만에서 500℃까지의 온도 범위에서의 열간 압연율이 실시예1의 열간 압연율보다 낮은 20%라는 점과, 용체화 처리 전 냉간 압연 동안에 850℃에서 120초간 어닐링하는 공정(중간 용체화 처리) 전후에 복수의 냉간 압연 작업이 행해진다는 점을 제외하고는, 실시예1과 동일한 처리가 행해진다. 도 5a 내지 도 5d에 도시한 바와 같이, 실시예1에 있어서는, 용체화 처리 전 강한 압연으로 인해 압연 후 결정 입계가 명확하게 관찰되지 않기 때문에, 용체화 처리 시의 지속 시간의 편차로 인해 평균 결정 입자 크기가 바뀌더라도, 균일한 재결정 입자 구조를 얻는다. 한편, 비교예 1에 있어서는, 용체화 처리 전 냉간 압연 동안에 850℃에서 120초간 어닐링하는 공정(중간 용체화 처리) 전후에 복수의 냉간 압연 작업이 행해지기 때문에, 용체화 처리 직전의 냉간 압연 시 압연율이 낮고, 용체화 처리 동안 압연된 결정 입자마다 재결정 입자의 형성 및 성장에 있어서 시간 지체가 있으므로, 지속 시간이 조정될지라도 균일한 재결정 입자 구조를 얻을 수 없다.

표 3 및 표 4로부터 알 수 있는 바와 같이, 실시예1 내지 실시예12의 모든 구리 합금의 시트 재료에 있어서, 평균 결정 입자 크기는 5㎛ 내지 25㎛의 범위 내에 있고, (최대 결정 입자 크기-최소 결정 입자 크기)/(평균 결정 입자 크기)는 0.20 이하이다. 구리 합금의 시트 재료는 I{420}/I₀{420} > 1.0 및 I{220}/I₀{220} ≤ 4.0 을 만족시키고, 850㎫ 이상의 0.2% 항복 강도를 갖는다. 또한 구리 합금의 시트 재료는 LD 및 TD 모두에 있어서 R/t 값이 1.0 이하인 우수한 굽힘 가공성을 갖는다. 실질적으로 중요한 LD에 있어서의 노칭 후 굽힘 가공성에 대하여, 90°W 굽힘 테스트에서 R/t = 0인 심한 굽힘에도 불구하고 균열이 발생되지 않는다. 또한, 구리 합금의 시트 재료는 우수한 내응력완화성을 갖기 때문에, 구리 합금의 시트 재료가 자동차용 커넥터 재료 등으로 사용될 경우 중요한 원소인 TD에 있어서의 응력 완화율이 5% 이하이다.

한편, 비교예 1 내지 5의 모든 구리 합금의 시트 재료에 있어서, 실시예1 내지 5와 각각 동일한 조성을 갖는 구리 합금을 사용할지라도, (최대 결정 입자 크기-최소 결정 입자 크기)/(평균 결정 입자 크기)는 0.28 이상의 높은 값이다. 또한, {420} 결정면에서의 X선 회절의 세기가 약하고, {220} 결정면에서의 X선 회절의 세기가 높기 때문에, 구리 합금의 시트 재료의 굽힘 가공성과 강도 사이 및 구리 합금의 시트 재료의 내응력완화성과 굽힘 가공성 사이에는 각각 트레이드오프(trade-off) 관계가 있다. 특히, 노칭 후 굽힘을 행하는 것은 불가능하다.

비교예 6에 있어서는, 사용된 구리 합금의 Ti 함량이 매우 낮기 때문에 발생된 침전량이 적다. 이런 이유로, 최대 경도를 얻기 위해서 요구되는 조건으로서 행해진 시효 처리에도 불구하고 강도 레벨이 낮다. 또한, 용체화 처리 전 95% 이상의 높은 냉간 압연율에도 불구하고, {420}의 주배향 성분을 갖는 결정 배향이 약하다. 또한, 낮은 강도 레벨에도 불구하고 노칭 후 굽힘 가공성은 향상되지 않는다. 비교예 7에 있어서는, Ti 함량이 너무 높아 적절한 용체화 처리 조건을 설정할 수 없기 때문에, 시트 재료를 제조하는 동안 균열이 발생하게 되고, 이에 따라 평가될 시트 재료를 제조하는 것이 불가능하다.

비교예 8에 있어서는, 용체화 처리 시간이 너무 길기 때문에 결정 입자가 조대화되고, 이에 따라 우수한 굽힘 가공성을 얻는 것이 불가능하다. 비교예 9에 있어서는, 용체화 처리 온도가 매우 낮은 700℃이기 때문에 재결정화가 충분히 진행되지 않게 되고, 이에 따라 혼합 입자 구조가 생성되어 시트 재료의 인장 강도, 굽힘 가공성 및 내응력완화성 모두를 열화시킨다.

비교예 10에 있어서는, 최종 압연율이 너무 높기 때문에, {420}의 주배향 성분을 갖는 결정 배향이 약하고, {220}의 주배향 성분을 갖는 결정 배향이 너무 강해, 그 강도가 높음에도 불구하고 배드 웨이에서의 구리 합금의 시트 재료의 굽힘 가공성이 현저하게 나빠진다.

비교예 11 및 12에 있어서는, (최대 결정 입자 크기-최소 결정 입자 크기)/(평균 결정 입자 크기)가 높다. 또한, {420} 결정면에서의 X선 회절의 세기가 약하고, {220} 결정면에서의 X선 회절의 세기가 강하므로, 구리 합금의 시트 재료에 대한 강도, 굽힘 가공성 및 내응력완화성 모두는, 비교예 11 및 12의 구리 합금의 시트 재료와 실질적으로 동일한 조성을 갖는 실시예1의 구리 합금의 시트 재료에 대한 강도, 굽힘 가공성 및 내응력완화성보다 열등하다.

본 발명은 그 이해를 더욱 용이하게 하기 위해서 바람직한 실시예라는 표현으로 기술되었지만, 본 발명은 그 사상을 벗어나지 않는 범위에서 다양한 방식으로 구현될 수 있음을 알 수 있다. 따라서, 본 발명은 첨부된 청구범위에 기재되어 있는 바와 같은 본 발명의 사상을 벗어나지 않는 범위 내에서 구현될 수 있는 가능한 모든 실시예와, 개시된 실시예에 대한 변형예를 포함한다.

도 1은 면심입방 결정의 슈미드 지수(Schmid factor) 분포를 도시하는 표준적인 역전 극점도.

도 2는 노치를 형성하기 위한 지그의 단면을 개략적으로 도시하는 단면도.

도 3은 노칭 방법을 설명하기 위한 사시도.

도 4는 노칭된 굽힘 시험편의 노치 형성부 근처의 부분의 단면을 개략적으로 도시하는 단면도.

도 5a는 실시예1에서 용체화 처리 전의 구리 합금의 시트 재료의 표면의 구조를 도시하는 광학 현미경 사진.

도 5b는 실시예1에서 850℃에서 10초간 용체화 처리 후의 구리 합금의 시트 재료의 표면의 구조를 도시하는 광학 현미경 사진.

도 5c는 실시예1에서 850℃에서 30초간 용체화 처리 후의 구리 합금의 시트 재료의 표면의 구조를 도시하는 광학 현미경 사진.

도 5d는 실시예1에서 850℃에서 60초간 용체화 처리 후의 구리 합금의 시트 재료의 표면의 구조를 도시하는 광학 현미경 사진.

도 6a는 비교예1에서 용체화 처리 전의 구리 합금의 시트 재료의 표면의 구조를 도시하는 광학 현미경 사진.

도 6b는 비교예1에서 850℃에서 10초간 용체화 처리 후의 구리 합금의 시트 재료의 표면의 구조를 도시하는 광학 현미경 사진.

도 6c는 비교예1에서 850℃에서 30초간 용체화 처리 후의 구리 합금의 시트 재료의 표면의 구조를 도시하는 광학 현미경 사진.

도 6d는 비교예1에서 850℃에서 60초간 용체화 처리 후의 구리 합금의 시트 재료의 표면의 구조를 도시하는 광학 현미경 사진.

Claims

1.2 내지 5.0wt%의 티타늄과,

1.5wt% 이하의 니켈, 1.0wt% 이하의 코발트 및 0.5wt% 이하의 철로 구성된 군으로부터 선택된 하나 이상의 원소와,

1.2wt% 이하의 주석, 2.0wt% 이하의 아연, 1.0wt% 이하의 마그네슘, 1.0wt% 이하의 지르코늄, 1.0wt% 이하의 알루미늄, 0.1wt% 이하의 인, 0.05wt% 이하의 붕소, 1.0wt% 이하의 크롬, 1.0wt% 이하의 망간, 1.0wt% 이하의 바나듐, 1.0wt% 이하의 은, 1.0wt% 이하의 베릴륨 및 1.0wt% 이하의 미슈 메탈(misch metal)로 구성된 군으로부터 선택된 하나 이상의 원소로서, 이들 원소들의 총량이 3wt% 이하인, 하나 이상의 원소와,

구리 및 불가피한 불순물인 잔량부

로 이루어지는 화학 조성을 갖는 구리 합금의 시트 재료이며,

상기 구리 합금의 시트 재료는 850MPa 이상의 0.2% 항복 강도를 갖고,

구리 합금의 시트 재료의 표면으로부터 무작위로 선택된 동일한 형상 및 크기를 갖는 복수의 영역 중 대응하는 영역 내의 결정 입자 크기의 평균값에 대해, 평균값들 중 최대값은 최대 결정 입자 크기, 평균값들 중 최소값은 최소 결정 입자 크기, 그리고 평균값들 중 평균값은 평균 결정 입자 크기라고 할 때,

상기 구리 합금의 시트 재료는 5 내지 25㎛의 평균 결정 입자 크기를 갖고,

(최대 결정 입자 크기-최소 결정 입자 크기)/(평균 결정 입자 크기)는 0.20 이하이며,

구리 합금의 시트 재료의 표면 상에 {420}결정면 상의 X선 회절의 세기는 I{420}이고, 순수한 구리의 표준 분말(standard powder)의 {420}결정면 상의 X선 회절의 세기는 I₀{420}이라고 할 때,

상기 구리 합금의 시트 재료는 I{420}/I₀{420} > 1.0 을 만족하는 결정 배향을 갖는, 구리 합금의 시트 재료.

제1항에 있어서, 상기 구리 합금의 시트 재료의 표면 상에 {220}결정면 상의 X선 회절의 세기는 I{220}이고, 순수한 구리의 표준 분말의 {220}결정면 상의 X선 회절의 세기는 I₀{220}이라고 할 때,

상기 구리 합금의 시트 재료의 결정 배향은 I{220}/I₀{220} ≤ 4.0을 만족하는, 구리 합금의 시트 재료.

제1항에 있어서,

종방향이 구리 합금의 시트 재료의 압연 방향(LD)이 되도록 구리 합금의 시트 재료로부터 절단된 제1 시험편의 90°W굽힘 시험이 수행되어, 제1 시험편의 굽힘축이 제1 시험편의 두께 방향 및 압연 방향과 수직인 방향(TD)이 되고,

종방향이 구리 합금의 시트 재료의 TD가 되도록 구리 합금의 시트 재료로부터 절단된 제2 시험편의 90°W굽힘 시험이 수행되어, 제2 시험편의 굽힘축이 LD가 될 때,

제1 시험편과 제2 시험편 각각의 두께(t)에 대한 최소 굽힘 반경(R)의 비(R/t)가 1.0 이하인, 구리 합금의 시트 재료.

850MPa 이상의 0.2% 항복 강도를 갖는 구리 합금의 시트 재료를 제조하기 위한 방법이며,

1.2 내지 5.0wt%의 티타늄과,

구리 및 불가피한 불순물인 잔량부

로 이루어지는 화학 조성을 갖는 구리 합금의 원료를 용융 및 주조하여 잉곳을 형성하는 단계와,

상기 잉곳을 950℃ 내지 700℃의 온도 범위에서 초기 압연 과정을 수행한 후에 700℃ 미만으로부터 500℃까지의 온도 범위에서 30% 이상의 압연율(rolling reduction)로 열간 압연함으로써, 상기 잉곳을 950℃ 내지 500℃의 온도 범위 내에서 열간 압연하여 구리 합금의 플레이트를 형성하는 단계와,

상기 구리 합금의 플레이트를 85% 이상의 압연율로 냉간 압연하는 단계와,

상기 구리 합금의 플레이트를 750℃ 내지 1000℃의 온도 범위에서 5초 내지 5분 동안 유지하는 용체화 처리(solution treatment)를 수행하는 단계와,

상기 용체화 처리 후에 구리 합금의 플레이트를 0 내지 50%의 압연율로 냉간 압연하는 단계와,

상기 용체화 처리 후에 냉간 압연된 구리 합금의 플레이트를 300℃ 내지 550℃의 온도 범위에서 시효 처리(aging)하는 단계와,

상기 시효 처리된 구리 합금의 플레이트를 0 내지 30%의 압연율로 마무리 냉간 압연하는 단계를 포함하고,

상기 용체화 처리는, 용체화 처리 후에 구리 합금의 플레이트의 평균 결정 입자 크기가 5㎛ 내지 25㎛의 범위 내에 있도록 조정되는 유지 시간 동안 750℃ 내지 1000℃의 온도 범위에서 구리 합금의 고용 한계 곡선(solid solubility curve)보다 30℃ 이상 더 높은 온도로 구리 합금의 플레이트를 유지하는 열처리에 의해 수행되고,

상기 구리 합금의 화학 조성에서 최고 경도를 얻을 수 있는 시효 온도가 T_M(℃)이고 그 최고 경도가 H_M(HV)라면, 시효 처리에서의 시효 온도는 300℃ 내지 550℃의 온도 범위에서 T_M±10℃인 온도로 설정되고, 시효 처리에서의 시효 시간은 구리 합금의 시트 재료의 경도가 시효 처리 후에 0.90H_M 내지 0.95 H_M의 범위 내에 있도록 설정되는, 구리 합금의 시트 재료의 제조 방법.

제4항에 있어서, 상기 잉곳은 950℃ 내지 700℃의 온도 범위 내에서 60% 이상의 압연율로 열간 압연되는, 구리 합금의 시트 재료의 제조 방법.

제4항에 있어서, 상기 열간 압연과 용체화 처리 사이에 냉간 압연에서의 압연율은 90% 이상인, 구리 합금의 시트 재료의 제조 방법.

제4항에 있어서, 상기 마무리 냉간 압연 후에 150 내지 450℃의 온도 범위에서 저온 어닐링 작업이 수행되는, 구리 합금의 시트 재료의 제조 방법.

제1항의 구리 합금의 시트 재료를 재료로 사용하는 커넥터 단자.

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