KR20240035617A

KR20240035617A - 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법 및 전기 강대의 제조 방법

Info

Publication number: KR20240035617A
Application number: KR1020247006469A
Authority: KR
Inventors: 무네오 마츠시타; 쇼헤이 이와타; 야스시 기타니
Original assignee: 제이에프이 스틸 가부시키가이샤
Priority date: 2021-09-13
Filing date: 2022-07-27
Publication date: 2024-03-15
Also published as: MX2024003123A; US20250065436A1; WO2023037785A1; EP4378617A1; TWI815594B; TW202310960A

Abstract

코일 접합부의 기계적 특성의 열화나 형상의 열화에 의한 제조 라인에서의 코일 접합부의 파단 발생을 억지할 수 있는, 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법을 제공한다. 회전 툴의 숄더부의 직경 D (mm) 에 대하여, 다음 식 (1) 의 관계를 만족시키고, 또한, 회전 툴의 회전수 RS (회/분), 회전 툴의 숄더부의 직경 D (mm) 및 접합 속도 JS (mm/분) 에 의해 나타내는 RS × D³/JS 에 대하여, 다음 식 (2) 의 관계를 만족시킨다. 4 × TJ ≤ D ≤ 10 × TJ … (1) 200 × TJ ≤ RS × D³/JS ≤ 2000 × TJ … (2)

Description

전기 강대의 마찰 교반 접합 방법 및 전기 강대의 제조 방법

본 발명은, 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법 및 전기 강대의 제조 방법에 관한 것이다.

강판의 제조 라인, 예를 들어, 산세, 냉간 압연, 어닐링 및 도금 등의 제조 라인에서는, 생산성의 향상이나 수율을 높게 하기 위해서, 이른바 코일 접합을 실시한 후에, 강대를 통판하는 것이 일반적이다. 여기서, 코일 접합이란, 제조 라인에 있어서, 선행하는 강대 (이하, 선행 강대라고도 한다) 의 단부 (후단) 와, 선행 강대에 계속되는 강대 (이하, 후행 강대라고도 한다) 의 단부 (선단) 를 접합하는 것이다. 이하, 코일 접합에 의해 형성되는 접합부를, 코일 접합부라고도 한다. 또한, 선단은, 제조 라인에 있어서의 강대의 진행 방향측의 단부이다. 또, 후단은, 제조 라인에 있어서의 강대의 진행 방향 반대측의 단부이다. 이 코일 접합을 행함으로써, 강대의 전체 길이에 걸쳐, 장력을 부여한 상태에서 압연하거나 하는 것이 가능해진다. 또한, 강대의 선단이나 후단에 있어서도, 판두께나 형상을 고정밀도로 제어하는 것이 가능해진다.

코일 접합에서는, 종래, 플래시 버트 용접 등이 적용되는 것이 일반적이었다. 그러나, 레이저 용접기의 진보에 수반하여, 예를 들어 전기 강판이나 스테인리스 강판, 고장력 강판의 제조 라인에서도, 코일 접합에 레이저 용접을 적용하는 것이 주류가 되고 있다.

이와 같은 기술로서, 예를 들면, 특허문헌 1 에는,「고 Si 강을 용접할 때에, Ni 를 주성분으로 하는 필러 와이어를 이용하거나, 혹은 Ni 를 주성분으로 하는 분말 필러를 공급하여 용접 금속의 화학 조성이 하기 (1) 식을 만족하도록 용접을 행하는 것을 특징으로 하는 고 Si 강의 레이저 용접 방법.

X ＝ [％Ni] － [％Si] × 2.5 － ([％Cr]＋[％Mo]) × 0.4 ≥ 0 … (1)

단, [％Ni], [％Si], [％Cr] 및 [％Mo] 는, 각각, 용접 금속 중의 Ni, Si, Cr 및 Mo 의 함유량 (중량％) 을 나타낸다.」가 개시되어 있다.

특허문헌 2 에는,「선행판과 후행판을 맞대어 필러 와이어를 이용하여 레이저 용접하는 방법에 있어서, 용접 초기의 상기 선행판과 후행판의 맞댐 갭 (Gap) 과 용접 금속의 평균 폭 (DEPO) 의 비 (Gap/DEPO) 가 0.3 ∼ 0.8 인 것을 특징으로 하는 레이저 용접 방법.」이 개시되어 있다.

특허문헌 3 에는,「연속 냉간 압연 라인 상에서 반송되는 특수 강으로 이루어지는 선행 박판과 후행 박판을 레이저 용접하여 형성된 용접부에 있어서, 냉간 압연에 의해 모재의 상면측으로 연장된 용접 금속으로 이루어지는 상측 연장부의 하측에 존재하는 상기 모재의 최소 두께를 L1 로 하고, 냉간 압연에 의해 상기 모재의 하면측으로 연장된 용접 금속으로 이루어지는 하측 연장부와 상기 상측 연장부 사이에 놓인 상기 모재의 최소 두께를 L2 로 하면, L1 및 L2 중 적어도 어느 것이 제로보다 큰 것을 특징으로 하는 박판의 용접부.」가 개시되어 있다.

일본 공개특허공보 평5-305466호 일본 공개특허공보 2004-25284호 일본 공개특허공보 2011-140026호 일본 공표특허공보 평07-505090호 일본 특허 제3261433호 일본 특허 제4838385호 일본 특허 제4838388호 일본 공표특허공보 2019-26864호 일본 공표특허공보 2019-54400호 일본 특허 제5185103호 일본 공개특허공보 2015-127063호 일본 공개특허공보 2003-181655호 일본 공개특허공보 2003-290936호 일본 공개특허공보 2004-195480호 일본 공개특허공보 2011-115846호

Cui, L. ; Fujii, H. ; Tsuji, N. ; Nogi, K. Scripta Mater. 2007, 56, p.637-640.

그러나, 레이저 용접은 용융 용접이기 때문에, 용융 및 응고시의 불순물의 편석에서 기인하는 취화나, 수소 침입에서 기인하는 취화가 발생한다. 그 결과, 접합부 (용접부) 의 기계적 특성의 열화를 초래하는 경우가 있다. 특히, 전기 강판의 성분 조성에는 Si 가 다량으로 함유되어 있기 때문에, 코일 접합부의 기계적 특성의 열화가 현저해지기 쉽다. 그 때문에, 특허문헌 1 ∼ 3 과 같이, 전기 강대의 코일 접합으로서 레이저 용접을 적용하면, 제조 라인, 예를 들면 연속 냉간 압연 라인에 있어서, 코일 접합부에 파단이 생겨, 라인 정지 등에 의한 생산성의 저하를 초래한다는 문제가 있었다.

본 발명은, 상기의 문제를 해결하기 위해 개발된 것으로서, 코일 접합부의 기계적 특성의 열화나 형상의 열화에 의한 제조 라인에서의 코일 접합부의 파단 발생을 억지할 수 있는, 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법을 제공하는 것을 목적으로 한다.

또, 본 발명은, 상기의 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법을 사용한 전기 강대의 제조 방법을 제공하는 것을 목적으로 한다.

그래서, 발명자들은, 상기 목적을 달성하기 위해 예의 검토를 거듭하였다. 우선, 발명자들은, 전기 강대의 코일 접합으로서 레이저 용접을 적용하는 경우에, 코일 접합부의 기계적 특성의 열화나 형상의 열화가 발생하는 이유를 조사·검토한 바, 이하의 지견을 얻었다.

(a) 상기 서술한 바와 같이, 전기 강판의 성분 조성에는, Si 가 다량으로, 예를 들면, 2.0 ∼ 5.0 질량％ 정도 함유되어 있다. Si 는, 페라이트 안정화 원소이다. 그 때문에, 전기 강대의 코일 접합에 일반적인 레이저 용접을 적용하면, 용융부인 코일 접합부의 페라이트 결정립, 나아가서는, 열 영향부의 페라이트 결정립이 조대화된다. 이로써, 코일 접합부의 기계적 특성, 특히, 인성이나 굽힘 강도가 대폭 열화되어, 제조 라인에서의 코일 접합부의 파단 발생을 초래한다.

(b) 또한, 상기한 특허문헌 1 ∼ 3 의 기술에서는, 오스테나이트 안정화 원소인 Ni 를 주성분으로 하는 용가재 (필러) 를 사용한다. 그 때문에, 코일 접합부에서는, 주로 오스테나이트상이 얻어진다. 그러나, 상기한 특허문헌 1 ∼ 3 의 기술에서는, 선행 강대와 후행 강대의 맞댐 갭의 변동을 없애 용융부 (용접 금속) 에서의 용가재의 융합량과 강판의 융합량을 매우 엄격하게 관리하고, 용융부 (용접 금속) 에서의 Ni 당량과 Cr 당량의 밸런스를 상시 적정하게 제어할 필요가 있다. 즉, 용융부 (용접 금속) 에서의 Ni 당량과 Cr 당량의 밸런스가 적정하게 제어되지 않으면, 코일 접합부에 단단하고 부서지기 쉬운 조직인 마르텐사이트상이 형성된다. 이로써, 코일 접합부의 기계적 특성, 특히, 인성이 대폭 열화된다. 또한, 열 영향부에서는, 페라이트 결정립의 조대화에 의해, 코일 접합부의 기계적 특성이 대폭 열화된다. 이들의 이유에 의해, 제조 라인에서의 코일 접합부의 파단 발생을 초래한다.

(c) 또한, 상기한 선행 강대와 후행 강대의 맞댐 갭의 변동은, 용접부의 덧붙임 높이에 영향을 미친다. 예를 들면, 용접부의 덧붙임 높이가 높아져, 용접부가 과도한 볼록 형상이 되는 경우, 용접부에 부하가 가해지면, 용접 지단부 (止端部) 에 응력이 집중된다. 그 때문에, 상기한 선행 강대와 후행 강대의 맞댐 갭의 변동은, 이 점에서도, 제조 라인에서의 코일 접합부의 파단 발생의 원인이 된다. 또한, 용접부의 덧붙임은 연삭 등에 의해 제거할 수 있다. 그러나, 이러한 공정의 증가는 생산성의 대폭적인 저하를 초래한다.

상기의 점을 근거로 하여, 발명자들이 더욱 다양한 검토를 거듭한 바, 발명자들은, 전기 강대의 코일 접합으로서 마찰 교반 접합을 적용하는 것에 착상하였다.

여기서, 마찰 교반 접합이란, 회전 툴과 피접합재의 마찰열, 및 피접합재의 소성 유동을 이용한 고상 접합이다. 즉, 회전 툴에 의해 피접합재의 미접합부 (접합 예정 영역) 를 마찰 교반한다. 피접합재의 미접합부가 마찰열에 의해 가열되면, 소성 유동이 개시된다. 그리고, 소성 유동역과 모재부의 계면이 크게 신장된다. 이로써, 산화물이 없는 청정한 계면끼리가 접촉하여, 피접합재가 용융되지 않고 접합부가 형성된다. 여기서, 접합부는, 회전 툴과 피접합재의 마찰열과 소성 유동에 의한 열간 가공을 받아 재결정 조직이 되는 영역으로, 교반부라고 불리는 경우도 있다. 또한, 접합부에 인접하는 영역에는, 마찰열과 소성 유동에 의한 열간 가공의 영향을 받지만, 온도나 가공이 불충분하여 재결정에 이르지 않는 조직이 되는 영역이 형성된다. 이 영역을 열가공 영향부라고 한다. 또한, 피접합재에는, 마찰열과 소성 유동에 의한 열간 가공의 영향을 받지 않는 영역도 존재한다. 이 영역을 모재부라고 한다. 또한, 마찰 교반 접합에 관한 기술이, 예를 들어, 특허문헌 4 ∼ 15 및 비특허문헌 1 에 개시되어 있지만, 이들은 모두, 전기 강대의 코일 접합에 적용하는 것은 아니다.

그래서, 발명자들은, 상기의 착상에 기초하여, 더욱 다양한 검토를 거듭한 바, 이하의 지견을 얻었다.

(d) 상기 (a) ∼ (c) 의 문제를 유리하게 해결하기 위해서는, 접합 방식으로서 이른바 양면 마찰 교반 접합을 적용한다. 그 후, 회전 툴의 숄더부의 직경 D (mm) 에 대하여, 다음 식 (1) 의 관계를 만족시키고, 또한, 접합 조건을 적절히 제어하는 것이 중요하다. 접합 조건의 제어에 대하여, 특히, 회전 툴의 회전수 RS (회/분), 회전 툴의 숄더부의 직경 D (mm) 및 접합 속도 JS (mm/분) 에 의해 나타내는 RS × D³/JS 에 대하여, 다음 식 (2) 의 관계를 만족시키는 것이 중요하다.

이로써, 피접합재로서 전기 강대를 이용하는 경우에도, 코일 접합부의 형상의 열화를 초래하지 않고 코일 접합부의 기계적 특성이 높아져, 제조 라인에서의 코일 접합부의 파단 발생이 유효하게 억지된다. 또한, 결함 발생을 억제하면서 접합 속도를 고속도화할 수 있으므로, 시공 능률의 점에서도 매우 유리하다.

4 × TJ　≤　D　≤　10 × TJ … (1)

200 × TJ　≤　RS × D³/JS　≤　2000 × TJ … (2)

여기서, TJ 는,

미접합부가 맞댐부인 경우, 제 1 전기 강대의 판두께 및 제 2 전기 강대의 판두께의 평균값 (mm) 이며,

미접합부가 중첩부인 경우, 중첩부의 두께 (mm) 이다.

(e) 또, 상기 게재한 식 (1) 및 (2) 의 관계를 동시에 만족시킨 후, 접합부 및 열가공 영향부의 강 조직을 페라이트 주체의 조직으로 하고, 또한, 접합부 및 열가공 영향부의 강 조직의 미세화와, 접합부와 모재부의 경도차의 저감을 동시에 도모하는 것이 바람직하다. 구체적으로는, 다음 식 (3) ∼ (6) 의 관계를 동시에 만족시키는 것이 바람직하다.

이로써, 피접합재로서 전기 강대를 이용하는 경우에도, 코일 접합부의 형상의 열화를 초래하지 않고 코일 접합부의 기계적 특성이 높아져, 제조 라인에서의 코일 접합부의 파단 발생이 보다 유효하게 억지된다.

Dsz ≤ 200 ㎛ … (3)

Dhaz1 ≤ Dbm1 … (4)

Dhaz2 ≤ Dbm2 … (5)

0.9 × (Hbm1＋Hbm2)/2 ≤ Hsz ≤ 1.2 × (Hbm1＋Hbm2)/2 … (6)

여기서,

Dsz 는, 접합부의 페라이트 입경의 평균값 (㎛),

Dhaz1 은, 제 1 전기 강대측의 열가공 영향부의 페라이트 입경의 평균값 (㎛),

Dhaz2 는, 제 2 전기 강대측의 열가공 영향부의 페라이트 입경의 평균값 (㎛),

Dbm1 은, 제 1 전기 강대의 모재부의 페라이트 입경의 평균값 (㎛),

Dbm2 는, 제 2 전기 강대의 모재부의 페라이트 입경의 평균값 (㎛),

Hsz 는, 접합부의 경도의 평균값,

Hbm1 은, 제 1 전기 강대의 모재부의 경도의 평균값

Hbm2 는, 제 2 전기 강대의 모재부의 경도의 평균값

이다.

(f) 아울러, 접합 방식으로서 이른바 양면 마찰 교반 접합을 적용하여, 상기 게재한 식 (1) 및 (2) 의 관계를 동시에 만족시킴으로써, 교반능이 보다 높아진다. 그 때문에, 회전 툴의 선단부를 숄더부만으로 구성한 프로브 없는 회전 툴 (이하, 간단히 프로브 없는 회전 툴이라고도 한다) 을 사용하는 것이 가능해진다. 즉, 프로브 (핀) 는, 일반적인 회전 툴 (이하, 프로브 있는 회전 툴이라고도 한다) 에 있어서, 그 선단부에 숄더부로부터 돌출되도록 하여 배치된다. 그 때문에, 프로브에는, 숄더부보다 큰 응력이 가해져, 파손이나 마모가 생기기 쉽다. 따라서, 프로브 없는 회전 툴의 사용은, 회전 툴의 내구성이나 수명 연장, 나아가서는 (회전 툴의 마모나 파손에 의한) 접합 불량률의 저감이라고 하는 점에서도, 매우 유리해진다. 여기서, 프로브 없는 회전 툴로는, 예를 들어 회전 툴의 선단면 (피접합재와의 접촉면) 을 평면, 볼록형의 곡면, 또는 오목형의 곡면으로 한 프로브 없는 회전 툴을 들 수 있다.

(g) 또한, 프로브 없는 회전 툴에서는, 회전 툴의 선단면에, 회전 반대 방향의 소용돌이상의 단차부를 형성하는 것이 바람직하다. 이로써, 소성 유동을 촉진하여 접합 속도를 높여, 시공 능률을 한층 더 향상시킬 수 있다.

본 발명은, 상기 지견에 기초하여, 추가로 검토를 더하여 완성된 것이다.

즉, 본 발명의 요지 구성은 다음과 같다.

1. 제 1 전기 강대와, 그 제 1 전기 강대에 계속되는 제 2 전기 강대를, 서로 대향하는 1 쌍의 회전 툴에 의해 접합하는, 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법으로서,

상기 제 1 전기 강대의 단부와 상기 제 2 전기 강대의 단부의 맞댐부, 또는 중첩부인 미접합부에, 상기 회전 툴을, 그 미접합부의 양면으로부터 서로 역방향으로 회전시키면서 가압하고,

이어서, 상기 회전 툴을 접합 방향으로 이동시킴으로써, 상기 제 1 전기 강대와 상기 제 2 전기 강대를 접합하고,

또, 상기 회전 툴의 숄더부의 직경 D (mm) 가, 다음 식 (1) 의 관계를 만족하고, 또한,

상기 회전 툴의 회전수 RS (회/분), 상기 회전 툴의 숄더부의 직경 D (mm) 및 접합 속도 JS (mm/분) 에 의해 나타내는 RS × D³/JS 가, 다음 식 (2) 의 관계를 만족하는, 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법.

4 × TJ　≤　D　≤　10 × TJ … (1)

200 × TJ　≤　RS × D³/JS　≤　2000 × TJ … (2)

여기서, TJ 는,

미접합부가 중첩부인 경우, 중첩부의 두께 (mm) 이다.

2. 상기 제 1 전기 강대와 상기 제 2 전기 강대의 접합에 의해 형성되는 접합부 및 열가공 영향부의 강 조직이 각각, 페라이트상 주체의 조직이 되고, 또한, 다음 식 (3) ∼ (6) 의 관계를 만족하는 조건에서 접합을 행하는, 상기 1 에 기재된 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법.

Dsz ≤ 200 ㎛ … (3)

Dhaz1 ≤ Dbm1 … (4)

Dhaz2 ≤ Dbm2 … (5)

0.9 × (Hbm1＋Hbm2)/2 ≤ Hsz ≤ 1.2 × (Hbm1＋Hbm2)/2 … (6)

여기서,

Dsz 는, 접합부의 페라이트 입경의 평균값 (㎛),

Hsz 는, 접합부의 경도의 평균값,

Hbm1 은, 제 1 전기 강대의 모재부의 경도의 평균값

Hbm2 는, 제 2 전기 강대의 모재부의 경도의 평균값

이다.

3. 다음 식 (7) 및 (8) 의 관계를 만족하는 조건에서 접합을 행하는, 상기 1 또는 2 에 기재된 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법.

0.8 × TbmL ≤ TszL … (7)

TszH ≤ 1.3 × TbmH … (8)

여기서,

TszL 은, 접합부의 두께의 최소값 (mm),

TszH 는, 접합부의 두께의 최대값 (mm),

TbmL 은, 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대 중, 얇은 쪽의 전기 강대의 판두께 (mm),

TbmH 는, 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대 중, 두꺼운 쪽의 전기 강대의 판두께 (mm)

이다. 단, 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대의 판두께가 동일한 경우에는, TbmL ＝ TbmH 가 된다.

4. 상기 회전 툴의 경사 각도 α (°) 가 다음 식 (9) 의 관계를 만족하는, 상기 1 ∼ 3 중 어느 하나에 기재된 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법.

0°＜ α ≤ 2 °… (9)

5. 상기 회전 툴의 숄더부 사이의 간극 G (mm) 가 다음 식 (10) 의 관계를 만족하는, 상기 1 ∼ 4 중 어느 하나에 기재된 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법.

0.5 × TJ － 0.1 × D × sinα ≤ G ≤ 0.9 × TJ － 0.1 × D × sinα … (10)

여기서, TJ 는,

미접합부가 중첩부인 경우, 중첩부의 두께 (mm) 이다.

또한, D 는 회전 툴의 숄더부의 직경 (mm) 이고, α 는 회전 툴의 경사 각도 (°) 이다.

6. 상기 회전 툴이 프로브 없는 회전 툴인, 상기 1 ∼ 5 중 어느 하나에 기재된 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법.

7. 상기 회전 툴의 선단면이, 평면, 볼록형의 곡면, 또는 오목형의 곡면인, 상기 6 에 기재된 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법.

8. 상기 회전 툴의 선단면이, 회전 반대 방향의 소용돌이상의 단차부를 갖는, 상기 6 또는 7 에 기재된 전기 강대의 양면 마찰 교반 접합 방법.

9. 상기 소용돌이상의 단차부가, 상기 회전 툴의 선단면의 중심으로부터 외주를 향하여 서서히 낮아지는, 상기 8 에 기재된 전기 강대의 양면 마찰 교반 접합 방법.

10. 상기 소용돌이상의 단차부가, 상기 회전 툴의 선단면의 중심으로부터 외주를 향하여 서서히 높아지는, 상기 8 에 기재된 전기 강대의 양면 마찰 교반 접합 방법.

11. 상기 1 ∼ 10 중 어느 하나에 기재된 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법에 의해 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대를 접합하여, 접합 강대를 얻는 공정과,

그 접합 강대에 냉간 압연을 실시하여, 냉연 강대를 얻는 공정을 구비하는, 전기 강대의 제조 방법.

본 발명에 의하면, 피접합재로서 전기 강대를 사용하는 경우에도, 코일 접합부의 기계적 특성의 열화나 형상의 열화가 발생하지 않고, 제조 라인에서의 코일 접합부의 파단 발생이 유효하게 억지된다. 이로써, 전기 강판의 생산성의 향상을 한층 더 도모할 수 있어, 산업상의 이용 가치는 매우 크다. 또한, 결함 발생을 억제하면서 접합 속도를 고속도화할 수 있으므로, 시공 능률의 점에서도 매우 유리하다. 또한, 프로브 없는 회전 툴을 사용할 수 있으므로, 회전 툴의 내구성이나 수명 연장, 나아가서는 접합 불량률의 저감이라는 점에서도 매우 유리하다.

도 1a 는 본 발명의 일 실시형태에 따른 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법을 설명하는 개략도이며, 양면 마찰 교반 접합 방법에 의한 맞댐 접합의 일례를 나타내는 측면 사시도이다.
도 1b 는 도 1a 의 A-A 화살표도이다.
도 1c 는 본 발명의 일 실시형태에 따른 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법을 설명하는 개략도이며, 양면 마찰 교반 접합 방법에 의한 맞댐 접합의 일례를 나타내는 측면 사시도이다.
도 1d 는 도 1c 의 A-A 화살표도이다.
도 2a 는 본 발명의 일 실시형태에 따른 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법에서 사용하는 프로브 있는 회전 툴의 형상의 일례를 나타내는 모식도이다.
도 2b 는 본 발명의 일 실시형태에 따른 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법에서 사용하는 프로브 있는 회전 툴의 형상의 일례를 나타내는 모식도이다.
도 3 은 본 발명의 일 실시형태에 따른 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법에서 사용하는 프로브 없는 회전 툴 (선단 평면 회전 툴) 의 형상의 일례를 나타내는 모식도이다.
도 4 는 본 발명의 일 실시형태에 따른 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법에서 사용하는 프로브 없는 회전 툴 (선단 볼록형 회전 툴) 의 형상의 일례를 나타내는 모식도이다.
도 5 는 본 발명의 일 실시형태에 따른 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법에서 사용하는 프로브 없는 회전 툴 (선단 오목형 회전 툴) 의 형상의 일례를 나타내는 모식도이다.
도 6 은 본 발명의 일 실시형태에 따른 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법에서 사용하는 프로브 없는 회전 툴 (단차부를 형성한 선단 평면 회전 툴) 의 형상의 일례를 나타내는 모식도이다.
도 7 은 본 발명의 일 실시형태에 따른 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법에서 사용하는 프로브 없는 회전 툴 (단차부를 형성한 선단 볼록형 회전 툴) 의 형상의 일례를 나타내는 모식도이다.
도 8 은 본 발명의 일 실시형태에 따른 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법에서 사용하는 프로브 없는 회전 툴 (단차부를 형성한 선단 오목형 회전 툴) 의 형상의 일례를 나타내는 모식도이다.
도 9 는 단차부를 획정하는 소용돌이가 2 개이고, 소용돌이를 등간격으로 배치 (묘사) 하는 방법을 설명하는 도면이다.
도 10 은 단차부를 획정하는 소용돌이가 3 개이고, 소용돌이를 등간격으로 배치 (묘사) 하는 방법을 설명하는 도면이다.
도 11 은 단차부를 획정하는 소용돌이가 4 개이고, 소용돌이를 등간격으로 배치 (묘사) 하는 방법을 설명하는 도면이다.
도 12 는 단차부를 획정하는 소용돌이가 5 개이고, 소용돌이를 등간격으로 배치 (묘사) 하는 방법을 설명하는 도면이다.
도 13 은 단차부를 획정하는 소용돌이가 6 개이고, 소용돌이를 등간격으로 배치 (묘사) 하는 방법을 설명하는 도면이다.
도 14 는 계단상의 단차부를 형성한 선단 볼록형 회전 툴의 일례를 나타내는 모식도이다.
도 15 는 홈상의 단차부를 형성한 선단 볼록형 회전 툴의 일례를 나타내는 모식도이다.
도 16 은 홈상의 단차부를 형성한 선단 평면 회전 툴의 일례를 나타내는 모식도이다.
도 17 은 본 발명의 일 실시형태에 따른 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법에 의해 얻어지는, 전기 강대의 접합 조인트의 모식도이다.
도 18a 는 편면 마찰 교반 접합 방법에 의한 맞댐 접합의 일례를 나타내는 개략도 (측면 사시도) 이다.
도 18b 는 도 18a 의 A-A 화살표도이다.
도 19a 는 편면 마찰 교반 접합 방법에서 사용하는 회전 툴의 형상의 일례를 나타내는 모식도이다.
도 19b 는 편면 마찰 교반 접합 방법에서 사용하는 회전 툴의 형상의 일례를 나타내는 모식도이다.

본 발명을, 이하의 실시형태에 기초하여 설명한다.

[1] 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법

우선, 본 발명의 일 실시형태에 따른 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법을, 도 1a ∼ d 를 이용하여 설명한다. 도 1a ∼ d 는, 본 발명의 일 실시형태에 따른 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법을 설명하는 개략도이다. 도 1a 는 프로브 없는 회전 툴을 사용하는 경우의 측면 사시도이고, 도 1b 는 도 1a 의 A-A 화살표도이다. 또한, 도 1c 는 프로브 있는 회전 툴을 사용하는 경우의 측면 사시도이고, 도 1d 는 도 1c 의 A-A 화살표도이다.

도면 중, 부호 1 이 제 1 전기 강대 (피접합재), 2 가 제 2 전기 강대 (피접합재), 3-1 이 회전 툴 (표면측 회전 툴), 3-2 가 회전 툴 (이면측 회전 툴), 4 가 접합부, 5-1 및 5-2 가 숄더부 (숄더), 6-1 및 6-2 가 프로브 (핀), 7 이 파지 장치, 9-1 및 9-2 가 선단부이다. 또한, 도 1a 및 도 1c 에서는 파지 장치의 도시를 생략하고 있다.

또한, 도 1b 및 도 1d 에서는, 연직 방향이 판두께 방향이다. 수평 방향이, 접합 방향에 수직이며 또한, 판두께 방향에 수직인 방향 (이하, 접합 수직 방향이라고도 한다) 이다. 지면 앞측의 방향이, 접합 방향이다. 즉, 도 1b 및 도 1d 에 나타내는 면 내에는, 접합 수직 방향과 판두께 방향이 포함된다.

또한, 여기서 말하는 전기 강대란, 전기 강판의 제조용 소재가 되는 중간 제품을 의미하고, 특히, 열간 압연 종료 후부터 1 차 재결정을 위한 열처리 (예를 들면, 탈탄 어닐링 또는 1 차 재결정 어닐링) 전까지의 단계에 있어서의 중간 제품을 가리킨다. 또한, 본 발명의 일 실시형태에 따른 전기 강대의 제조 방법으로 제조되는 전기 강대는, 후술하는 바와 같이, 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대를 접합한 후, 냉간 압연하여 얻어지는 것이며, 이하, 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대를 접합한 상태의 전기 강대를 접합 강대, 그 접합 강대를 냉간 압연한 전기 강대를 냉연 강대라고도 부른다. 또한, 본 발명의 일 실시형태에 따른 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법은, 예를 들면, 전기 강대의 제조 라인, 특히, 연속 냉간 압연 라인에 있어서 실시하는 것이 바람직하다. 여기서, 연속 냉간 압연 라인이란, 강대를, 냉간 압연 장치에 의해 연속적으로 냉간 압연하는 제조 라인이다. 연속 냉간 압연 라인은, 예를 들어, 강대의 반송 장치와 냉간 압연 장치를 구비한다. 연속 냉간 압연 라인에는, 임의로 추가로, 산세 장치나 어닐링로, 코팅 장치 등이 부대되는 경우도 있다.

본 발명의 일 실시형태에 따른 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법은, 상기 서술한 바와 같이,

제 1 전기 강대와, 그 제 1 전기 강대에 계속되는 제 2 전기 강대를, 서로 대향하는 1 쌍의 회전 툴에 의해 접합하는, 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법으로서,

상기 회전 툴의 회전수 RS (회/분), 상기 회전 툴의 숄더부의 직경 D (mm) 및 접합 속도 JS (mm/분) 에 의해 나타내는 RS × D³/JS 가, 다음 식 (2) 의 관계를 만족한다는 것이다.

4 × TJ　≤　D　≤　10 × TJ … (1)

200 × TJ　≤　RS × D³/JS　≤　2000 × TJ … (2)

여기서, TJ 는,

미접합부가 중첩부인 경우, 중첩부의 두께 (mm) 이다.

여기서, 조인트 형식의 바람직한 예로는, 맞댐 접합 및 겹침 접합을 들 수 있다.

맞댐 접합이란, 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대의 단면끼리를 대향시킨 상태에서, 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대의 단면 (맞댐면) 을 포함하는 맞댐부에 회전 툴을 회전시키면서 가압한다. 그리고, 그 상태에서, 회전 툴을 접합 방향으로 이동시킴으로써, 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대를 접합하는 것이다.

겹침 접합이란, 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대의 단부의 적어도 일부를 중첩하고, 중첩부에 회전 툴을 회전시키면서 가압한다. 그리고, 그 상태에서, 회전 툴을 접합 방향으로 이동시킴으로써, 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대를 접합하는 것이다.

맞댐 접합과 겹침 접합은 미접합부의 형태가 상이할 뿐이며, 그 밖의 장치의 구성은 기본적으로 동일하므로, 여기서는, 도 1a ∼ d 와 같은, 양면 마찰 교반 접합에 의해, 맞댐 접합을 행하는 경우를 예시하여 설명한다. 양면 마찰 교반 접합 방법은, 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대를, 서로 대향하는 1 쌍의 회전 툴을 사용하여 접합하는 마찰 교반 접합 방법이다. 즉, 서로 대향하는 1 쌍의 회전 툴을, 미접합부의 양면으로부터 서로 역방향으로 회전시키면서 가압하고, 그 상태에서, 회전 툴을 접합 방향으로 이동시킴으로써, 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대를 접합한다.

양면 마찰 교반 접합에서는, 예를 들어 서로 대향하는 1 쌍의 회전 툴, 파지 장치 및 회전 툴의 동작을 제어하는 제어 장치 (도시하지 않음) 를 구비하는 양면 마찰 교반 접합 장치를 사용한다. 제어 장치에서는, 예컨대, 회전 툴의 경사 각도 α, 회전 툴의 선단부의 위치 및 선단부 (프로브) 끼리의 사이의 거리 (이하, 프로브 사이의 간극이라고도 한다), 회전 툴의 숄더부 사이의 간극 G, 접합 속도, 압입 하중, 회전 툴의 회전수, 그리고 회전 토크 등을 제어한다.

양면 마찰 교반 접합에서는, 마찰 교반 접합 장치의 회전 툴을, 피접합재인 제 1 전기 강대 및 제 2 전기 강대의 양면에 각각에 배치한다. 또한, 제 1 전기 강대 및 제 2 전기 강대의 표면측 (연직 방향 상측) 에 배치되는 회전 툴을, 표면측 회전 툴이라고 칭하고, 제 1 전기 강대 및 제 2 전기 강대의 이면측 (연직 방향 하측) 에 배치되는 회전 툴을, 이면측 회전 툴이라고 칭하는 경우가 있다. 제 1 전기 강대 및 제 2 전기 강대는, 도면 중에 나타낸 접합 중앙선에 평행이 되도록 배치되고, 각각 파지 장치로 파지된다. 그리고, 접합 중앙선 상에 위치하는 미접합부 (접합 예정 영역), 즉, 제 1 전기 강대의 단부 (후단) 와 제 2 전기 강대의 단부 (선단) 의 맞댐부의 양면에 각각, 회전 툴을 회전시키면서 가압한다. 이어서, 그 상태에서 회전 툴을 접합 방향으로 이동시킨다. 이로써, 회전 툴과 피접합재인 제 1 전기 강대 및 제 2 전기 강대의 마찰열에 의해 그 피접합재를 연화시킨다. 그리고, 그 연화된 부위를 회전 툴로 교반함으로써, 소성 유동을 발생시켜, 피접합재인 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대를 접합한다. 또한, 접합이 완료된 부분에는 접합부가 형성된다. 또한, 접합부에 인접하여, 열가공 영향부가 형성된다.

그리고, 본 발명의 일 실시형태에 따른 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법에서는, 이하의 점을 동시에 만족시키는 것이 중요하다.

·접합 방식으로서, 상기의 양면 마찰 교반 접합을 적용한다.

·회전 툴의 숄더부의 직경 D (mm) 에 대하여, 다음 식 (1) 의 관계를 만족시킨다.

·접합 조건을 적절히 제어하는, 특히, 회전 툴의 회전수 RS (회/분), 회전 툴의 숄더부의 직경 D (mm) 및 접합 속도 JS (mm/분) 에 의해 나타내는 RS × D³/JS 에 대하여, 다음 식 (2) 의 관계를 만족시킨다.

4 × TJ　≤　D　≤　10 × TJ … (1)

200 × TJ　≤　RS × D³/JS　≤　2000 × TJ … (2)

여기서, TJ 는,

미접합부가 중첩부인 경우, 중첩부의 두께 (mm) 이다.

즉, 회전 툴의 숄더부의 직경 D (이하, 간단히 숄더 직경 D 라고도 한다) 를 미접합부의 두께에 따라서 적절하게 제어한다. 이로써, 회전 툴과 피접합재인 제 1 전기 강대 및 제 2 전기 강대 사이에서 발생하는 마찰열에 의한 온도 상승과, 마찰력에 의한 전단 응력을 피접합재에 유효하게 부여할 수 있다. 여기서, 숄더 직경 D 가 4 × TJ (mm) 미만이 되면, 충분한 소성 유동이 얻어지지 않는 경우가 있다. 한편, 숄더 직경 D 가 10 × TJ (mm) 를 초과하면, 소성 유동이 발생하는 영역이 불필요하게 넓어져, 접합부에 과대한 열량이 투입된다. 이로써, 접합부의 재결정 조직의 조대화를 초래한다. 또한, 접합 장치에 과대한 부하가 가해질 우려도 있다. 그 때문에, 숄더 직경 D 에 대하여, 상기 식 (1) 의 관계를 만족시킨다. 숄더 직경 D 는, 바람직하게는 5.5 × TJ (mm) 이상이다. 숄더 직경 D 는, 바람직하게는 8 × TJ (mm) 이하이다.

또한, 프로브 없는 회전 툴의 경우, 숄더 직경 D 는, 도 3 ∼ 도 5 에 나타내는 바와 같이, 선단 직경이라고 할 수도 있다. 선단 직경은, 회전축에 수직인 면에 있어서의 회전 툴의 선단면의 직경 (회전 툴의 선단면을, 회전축에 평행한 방향으로 투영했을 때의 투영 영역의 직경) 이다.

또한, RS × D³/JS 는, 단위 접합 길이당 발열량과 상관하는 파라미터이다. 그리고, RS × D³/JS 의 범위를 200 × TJ ∼ 2000 × TJ 로 함으로써, 회전 툴과 피접합재인 제 1 전기 강대 및 제 2 전기 강대 사이에서 발생하는 마찰열에 의한 온도 상승과, 마찰력에 의한 전단 응력을 피접합재에 유효하게 부여할 수 있다. 여기서, RS × D³/JS 가 200 × TJ 미만에서는, 발열량이 불충분해진다. 그 때문에, 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대의 접합면에 야금적으로 접합된 상태의 접합 계면을 형성하는 것이 곤란해지는 경우가 있다. 한편, RS × D³/JS 가 2000 × TJ 를 초과하면, 마찰 교반에 의한 발열량이 과대해지고, 접합부에 과대한 열량이 투입된다. 이로써, 접합부의 피크 온도 (최고 도달 온도) 가 상승하거나, 냉각 속도가 저하되거나 하여, 접합부의 재결정 조직이 조대화를 초래한다. 그 때문에, RS × D³/JS 에 대해서는, 상기 식 (2) 의 관계를 만족시킨다. RS × D³/JS 는, 바람직하게는 280 × TJ 이상이다. 또한, RS × D³/JS 는, 바람직하게는 1600 × TJ 이하이다.

또한, 표면측 회전 툴과 이면측 회전 툴에서, 회전 툴의 회전수 RS 및 숄더 직경 D 가 상이한 경우에는, 표면측 회전 툴 및 이면측 회전 툴의 각각에서, 상기 게재한 식 (1) 및 (2) 의 관계를 만족시키는 것으로 한다.

또, 본 발명의 일 실시형태에 따른 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법에서는, 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대의 접합에 의해 형성되는 접합부 및 열가공 영향부의 강 조직이 각각, 페라이트상 주체의 조직이 되고, 또한, 다음 식 (3) ∼ (6) 의 관계를 만족하는 조건에서 접합을 행하는 것이 바람직하다. 이로써, 피접합재로서 전기 강대를 이용하는 경우에도, 코일 접합부의 형상의 열화를 초래하지 않고 코일 접합부의 기계적 특성이 높아져, 제조 라인에서의 코일 접합부의 파단 발생이 보다 유효하게 억지된다.

Dsz ≤ 200 ㎛ … (3)

Dhaz1 ≤ Dbm1 … (4)

Dhaz2 ≤ Dbm2 … (5)

0.9 × (Hbm1＋Hbm2)/2 ≤ Hsz ≤ 1.2 × (Hbm1＋Hbm2)/2 … (6)

여기서,

Dsz 는, 접합부의 페라이트 입경의 평균값 (㎛),

Hsz 는, 접합부의 경도의 평균값,

Hbm1 은, 제 1 전기 강대의 모재부의 경도의 평균값

Hbm2 는, 제 2 전기 강대의 모재부의 경도의 평균값

이다.

또한, 본 발명의 일 실시형태에 따른 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법에서는, 다음 식 (7) 및 (8) 의 관계를 만족하는 조건에서 접합을 행하는 것이 바람직하다.

0.8 × TbmL ≤ TszL … (7)

TszH ≤ 1.3 × TbmH … (8)

여기서,

TszL 은, 접합부의 두께의 최소값 (mm),

TszH 는, 접합부의 두께의 최대값 (mm),

또한, 피접합재 (제 1 전기 강대 및 제 2 전기 강대), 접합부 및 열가공 영향부, 그리고, 상기 게재한 식 (3) ∼ (8) 등에 대한 설명은, 후술하는 [2] 전기 강대의 접합 조인트에 기재하는 바와 같다.

또, 본 발명의 일 실시형태에 따른 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법에서는, 회전 툴의 경사 각도 α 가, 다음 식 (9) 의 관계를 만족하는 것이 바람직하다.

0°＜ α ≤ 2 °… (9)

여기서, α 는, 접합 방향과 판두께 방향 (피접합재의 표면에 대하여 수직인 방향) 을 포함하는 면에 있어서의, 회전 툴의 회전축 (이하, 툴의 회전축이라고도 한다) 의 판두께 방향 (피접합재의 표면에 대하여 수직인 방향) 으로부터의 경사 각도이다. 또한, 회전 툴의 선단부가 접합 방향에 대하여 선행하는 방향 (의 각도) 을 ＋ 로 한다.

즉, 회전 툴은, 피접합재보다 단단한 재질로 형성된다. 그러나, 세라믹 등의 인성이 부족한 재료를 사용한 회전 툴에 있어서, 프로브에 대하여 굽힘 방향의 힘이 부하되면, 국부적으로 응력이 집중되어, 파괴에 이를 우려가 있다. 이 점, 툴의 회전축을, 판두께 방향으로부터 α (°) 경사지게 하고, 프로브의 선단을 접합 방향에 대하여 선행시키면, 회전 툴에 대한 부하를, 회전축 방향으로 압축되는 분력으로 하여, 회전 툴로 받을 수 있다. 이로써, 굽힘 방향의 힘을 저감시킬 수 있어, 회전 툴의 파괴를 회피할 수 있다.

여기서, 회전 툴의 경사 각도 α 가 0°를 초과하면, 상기 서술한 효과가 얻어진다. 그러나, 회전 툴의 경사 각도 α 가 2°를 초과하면, 접합부의 표리면이 오목형이 되기 쉽다. 이로써, 접합부의 두께의 최소값이, 모재의 두께에 대하여 저하된다. 그 결과, 조인트 강도에 악영향을 미쳐, 제조 라인에서의 코일 접합부의 파단 발생을 초래하는 경우가 있다. 그 때문에, 회전 툴의 경사 각도 α 는, 표면측 회전 툴과 이면측 회전 툴의 양방에 있어서, 0°＜α ≤ 2°의 범위로 하는 것이 바람직하다.

또한, 본 발명의 일 실시형태에 따른 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법에서는, 회전 툴의 숄더부 사이의 간극 G (mm) 이 다음 식 (10) 의 관계를 만족하는 것이 바람직하다.

즉, 양면 마찰 교반 접합에서는, 접합시의 결함 발생을 억제하면서 접합 속도의 고속도화를 달성하는 관점에서, 회전 툴의 숄더부 사이의 간극 G (이하, 간단히 숄더부 사이 간극 G 라고도 한다) 를 적절하게 제어하는 것이 유리하다. 또한, 숄더부 사이 간극 G 는, 판두께 방향에 있어서의 표면측 회전 툴의 숄더부와 이면측 회전 툴의 숄더부의 이간 거리라고도 할 수 있다. 특히, 숄더부 사이 간극 G 가 0.5 × TJ － 0.1 × D × sinα ∼ 0.9 × TJ － 0.1 × D × sinα 의 범위 내에 있으면, 서로 대향하는 회전 툴의 숄더부가, 피접합재의 표면측 및 이면측에 밀접 또는 압입되는 상태가 된다. 그 결과, 피접합재가 표면측 및 이면측으로부터 회전 툴의 숄더부에 의해 충분한 하중으로 가압되어, 접합시의 결함 발생을 억제하면서 접합 속도의 고속도화를 달성하는 데에 유리해진다. 그 때문에, 숄더부 사이 간극 G 는, 0.5 × TJ － 0.1 × D × sinα ∼ 0.9 × TJ － 0.1 × D × sinα 의 범위로 하는 것이 바람직하다.

상기 이외의 조건에 대해서는, 상기 게재한 식 (1) 및 (2) 의 관계를 만족하는 조건이면 특별히 한정되지 않고, 통상적인 방법에 따르면 된다.

예를 들어, 회전 툴의 회전수는, 바람직하게는 300 ∼ 9000 r/min (회/분) 이다. 회전 툴의 회전수를 당해 범위 내로 함으로써, 표면 형상을 양호하게 유지하면서 과대한 열량의 투입에 의한 기계 특성의 저하를 억제할 수 있으므로, 유리하다. 회전 툴의 회전수는, 보다 바람직하게는 400 r/min 이상이다. 또한, 회전 툴의 회전수는, 보다 바람직하게는 8000 r/min 이하이다.

접합 속도는, 바람직하게는 800 ∼ 5000 mm/min (mm/분) 이다. 접합 속도는, 보다 바람직하게는 1000 mm/min 이상이다. 접합 속도는, 보다 바람직하게는 4000 mm/min 이하이다.

회전 툴의 선단부의 위치나 압입 하중, 회전 토크, 프로브 사이의 간극 등은, 통상적인 방법에 따라, 적절하게 설정하면 된다.

또한, 도 1a ∼ d 에 나타내는 바와 같이, 양면 마찰 교반 접합에서는, 표면측 회전 툴의 회전 방향과 이면측 회전 툴의 회전 방향을, 피접합재의 표면측 (또는 이면측) 에서 보아 역방향으로 한다. 또한, 표면측 회전 툴의 회전수와 이면측 회전 툴의 회전수는, 동일하게 하는 것이 바람직하다. 이로써, 표면측 회전 툴과 이면측 회전 툴로부터 피접합재에 가해지는 회전 토크를 서로 상쇄할 수 있다. 그 결과, 일방의 면으로부터 미접합부를 가압하여 접합하는 편면 마찰 교반 접합법과 비교하여, 피접합재를 구속하는 지그의 구조를 간략화하는 것이 가능해진다.

또한, 표면측 회전 툴의 회전 방향과 이면측 회전 툴의 회전 방향을, 피접합재의 표면측 (또는 이면측) 에서 보아 동일 방향으로 하면, 일방의 회전 툴에 대한 타방의 회전 툴의 상대 속도는 제로에 근접한다. 그 결과, 피접합재의 소성 유동이 균질 상태에 가까워져 소성 변형도 작아진다. 그 때문에, 재료의 소성 변형에 의한 발열도 얻어지지 않게 되므로, 양호한 접합 상태를 달성하는 것이 어려워진다. 따라서, 양호한 접합 상태를 달성하기에 충분한 온도 상승과 전단 응력을 피접합재의 판두께 방향에 대하여 균질적으로 얻는 관점에서, 표면측 회전 툴의 회전 방향과 이면측 회전 툴의 회전 방향을, 피접합재의 표면측 (또는 이면측) 에서 보아 역방향으로 하는 것이 유효하다.

또, 본 발명의 일 실시형태에 따른 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법에서 사용하는 회전 툴에 대해서도, 상기 게재한 식 (1) 의 관계를 만족하는 것이면, 특별히 한정되지 않고, 통상적인 방법에 따르면 된다.

예를 들면, 회전 툴의 선단부는, 접합시에 피접합재인 제 1 전기 강대 및 제 2 전기 강대와 접촉한다. 그 때문에, 회전 툴의 선단부는, 접합시에 노출되는 고온 상태에 있어서, 제 1 전기 강대 및 제 2 전기 강대보다 단단한 재질로 형성된다. 이로써, 접합시에 회전 툴은, 선단부의 형상을 유지한 채로, 제 1 전기 강대 및 제 2 전기 강대에 변형을 가할 수 있다. 그 결과, 높은 교반능을 지속적으로 실현할 수 있어, 적정한 접합이 가능해진다. 또한, 회전 툴의 선단부, 제 1 전기 강대 및 제 2 전기 강대의 경도는, 고온 비커스 경도 시험 방법에 의해 측정하여, 비교하면 된다. 또한, 회전 툴의 선단부만을, 제 1 전기 강대 및 제 2 전기 강대보다 단단한 재질로 형성해도 된다. 또한, 회전 툴 전체를, 제 1 전기 강대 및 제 2 전기 강대보다 단단한 재질로 형성해도 된다.

도 2a 및 도 2b 에, 프로브 있는 회전 툴의 예를 각각 나타낸다. 또한, 도 2a 및 도 2b 에 나타내는 바와 같이, 프로브 있는 회전 툴은, 회전 툴의 선단부가, 숄더부 (도면 중의 숄더 직경으로 나타내는 범위) 와, 그 숄더부에 배치되고, 그 숄더부와 회전축을 공유하는 프로브 (도면 중의 핀 직경으로 나타내는 범위) 를 구비한다.

도 2a 에 나타내는 회전 툴의 예에서는, 회전 툴의 형상은, 숄더 직경 D : 13 mm, 핀 직경 : 4 mm, 핀 길이 : 0.6 mm, 오목면 깊이 (도시하지 않음) : 0.3 mm 이다.

도 2b 나타내는 회전 툴의 예에서는, 회전 툴의 형상은, 숄더 직경 D : 21 mm, 핀 직경 : 6.7 mm, 핀 길이 : 0.9 mm, 오목면 깊이 (도시하지 않음) : 0.3 mm 이다.

프로브 있는 회전 툴에 있어서, 숄더부는, 대략 평면 또는 완만한 곡면에 의해 형성된 평탄한 형상을 나타낸다. 숄더부는, 접합시에 회전하면서, 제 1 전기 강대 및 제 2 전기 강대와 접촉하고, 마찰열을 발생시키는 기능을 가진다. 또한, 숄더부는, 열에 의해 연화된 부위를 가압함으로써 재료의 이산을 방지하고, 회전 방향으로의 소성 유동을 촉진시키는 기능을 갖는다.

프로브는, 숄더부와 불연속인 형상이 되고, 피접합재 (도시하지 않음) 를 향하여 대략 수직으로 돌출된 형상을 나타낸다. 프로브는, 접합시에, 제 1 전기 강대 및 제 2 전기 강대의 연화부에 있어서 판두께 중심 방향으로 침입함으로써, 판두께 중심부 근방의 교반능을 향상시키는 기능을 갖는다. 또한, 프로브는, 통상, 숄더부의 중심에 위치한다.

숄더 직경 D (mm) 에 대해서는, 상기 서술한 바와 같이, 상기 게재한 식 (1) 및 (2) 의 관계를 만족시킨다. 또, 회전 툴의 핀 직경 및 핀 길이 등은 특별히 한정되지 않고, 통상적인 방법에 따라 적절히 설정하면 된다. 예를 들면, 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대의 판두께가 상이한 경우에 맞댐 접합할 때에는, 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대의 판두께의 평균값을 고려하여, 통상적인 방법에 따른 회전 툴의 핀 직경 및 핀 길이 등을 설정하면 된다. 또한, 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대를 겹침 접합할 때에는, 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대의 판두께의 합계값을 고려하여, 통상적인 방법에 따른 회전 툴의 핀 직경 및 핀 길이 등을 설정하면 된다.

또한, 상기 서술한 바와 같이, 프로브는, 접합시에, 제 1 전기 강대 및 제 2 전기 강대의 연화부에 있어서 판두께 중심 방향으로 침입함으로써, 판두께 중심부 근방에서의 교반능을 향상시키는 기능을 갖는다. 그러나, 프로브에는, 숄더부보다 큰 응력이 가해진다. 이 점, 본 발명의 일 실시형태에 따른 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법에서는, 접합 방식으로서 이른바 양면 마찰 교반 접합을 적용하고, 상기 게재한 식 (1) 및 (2) 의 관계를 동시에 만족시킴으로써, 교반능이 보다 높아진다. 그 때문에, 프로브 없는 회전 툴을 사용하는 것도 가능하다. 프로브 없는 회전 툴은, 프로브 있는 회전 툴과 비교하여 내구성이 우수하다. 따라서, 회전 툴의 내구성이나 수명 연장, 나아가서는 (회전 툴의 마모나 파손에 의한) 접합 불량률의 저감이라는 점에서, 프로브 없는 회전 툴을 사용하는 것이 바람직하다.

도 3 ∼ 5 에, 프로브 없는 회전 툴의 예를 각각 나타낸다. 도 3 은, 선단면이 평면인, 프로브 없는 회전 툴 (이하, 선단 평면 회전 툴이라고도 한다) 의 예이다. 도 4 는, 선단면이 볼록형의 곡면인, 프로브 없는 회전 툴 (이하, 선단 볼록형 회전 툴이라고도 한다) 의 예이다. 도 5 는, 선단면이 오목형의 곡면인, 프로브 없는 회전 툴 (이하, 선단 오목형 회전 툴이라고도 한다) 의 예이다.

도 3 ∼ 도 5 에 나타내는 바와 같이, 프로브 없는 회전 툴의 선단부는, 숄더부만으로 구성된다. 즉, 프로브 없는 회전 툴의 선단부는, 숄더부와 불연속인 형상이 되고, 피접합재를 향하여 대략 수직으로 돌출된 부위 (프로브) 를 갖지 않는다. 회전 툴의 선단면은, 예컨대, 도 3 과 같은 평면, 도 4 와 같은 볼록형의 곡면, 도 5 와 같은 오목형의 곡면으로 하는 것이 바람직하다. 또한, 툴 회전축에 수직인 면에 있어서의 선단부의 형상 (회전 툴의 선단면을, 회전축에 평행한 방향으로 투영했을 때의 투영 영역) 은, 원형이 된다.

도 3 과 같은 선단 평면 회전 툴에서는, 예를 들면, 피접합재와 접촉하는 선단면이, 툴의 회전축과 수직인 하나의 평면으로 이루어진다.

도 4 와 같은 선단 볼록형 회전 툴에서는, 예를 들어 피접합재와 접촉하는 선단면이, 프로브를 갖지 않는 연속적인 형상이 되어, 대략 균일한 경사면이 된다. 보다 구체적으로는, 선단면이, 외주로부터 중심을 향하여 돌출되는 하나의 곡면 (포물면, 장구면 (長球面) 또는 구면) 을 구성한다. 또한, 도 4 와 같이, 선단면의 단면 (회전축을 포함하고, 또한, 회전축에 평행한 단면) 형상이 대략 균일한 곡률 반경의 곡선이 된다. 아울러, 곡면 높이 dv (mm) 와 숄더 직영 D (mm) 에 대하여, 다음 식 (11) 의 관계를 만족시키는 것이 바람직하다.

dv/D ≤ 0.06 … (11)

즉, dv/D 를 0.06 이하로 함으로써, 회전 툴의 선단부가 피접합재와 접촉할 때에 유동부에 보다 유효하게 압력을 가할 수 있어, 보다 유효하게 소성 유동을 발생시킬 수 있다. 한편, dv/D 가 0.06 을 초과하면, 접합부의 표면 및 이면이 과도한 오목상이 되고, 접합부의 두께가 강대의 두께에 대하여 작아지는 경우가 있다. 이러한 경우, 조인트 강도의 확보가 곤란해지기 때문에, 바람직하지 않다. 또한, dv/D 의 하한은 특별히 한정되는 것은 아니지만, 유동부에 보다 유효하게 압력을 가하는 관점에서, dv/D 는 0.01 이상이 바람직하다.

도 5 와 같은 선단 오목형 회전 툴에서는, 피접합재와 접촉하는 선단면이, 프로브를 갖지 않는 연속적인 형상이 되어, 대략 균일한 경사면이 된다. 보다 구체적으로는, 선단면이, 외주로부터 중심을 향하여 오목하게 들어가는 하나의 곡면 (포물면, 장구면 또는 구면) 을 구성한다. 또한, 도 5 와 같이, 선단면의 단면 (회전축을 포함하고, 또한, 회전축에 평행한 단면) 형상이 대략 균일한 곡률 반경의 곡선이 된다. 또한, 곡면 깊이 dc (mm) 와 숄더 직경 D (mm) 에 대하여, 다음 식 (12) 의 관계를 만족시키는 것이 바람직하다.

dc/D ≤ 0.03 … (12)

즉, dc/D 를 0.03 이하로 함으로써, 접합 중에, 연화된 금속이 선단부의 오목형의 곡면 내에 충만된다. 이로써, 회전 툴의 선단부가 피접합재와 접촉할 때에, 유동부에 보다 유효하게 압력을 가할 수 있어, 보다 유효하게 소성 유동을 발생시킬 수 있다. 한편, dc/D 가 0.03 을 초과하면, 유동부에 유효하게 압력을 가하여 충분한 소성 유동을 발생시키는 것이 곤란해지는 경우가 있어, 바람직하지 않다. 또한, dc/D 의 하한은 특별히 한정되는 것은 아니지만, 유동부에 보다 유효하게 압력을 가하는 관점에서, dv/D 는 0.01 이상이 바람직하다.

또한, 재료 유동을 보다 촉진하는 관점에서, 회전 툴의 선단면은 회전 반대 방향의 소용돌상 (나선상) 의 단차부를 갖는 것이 바람직하다. 소용돌상의 단차부는, 예를 들어 회전 툴의 선단면의 중심, 또는 도 6 ∼ 8 에 나타내는 바와 같이 회전 툴의 선단면의 중심 원의 둘레 가장자리를 기점으로 하여, 회전 툴의 선단면의 외주 가장자리까지 신장되는 방사상의 곡선 (소용돌이) 에 의해 획정된다. 회전 툴의 선단면의 중심 원은, 회전 툴의 선단면의 중심을 중심으로 하는, 임의의 직경의 원이다. 또한, 도 6 ∼ 8 에서는, 모두 소용돌이의 수가 4 개이다.

단차부를 획정하는 소용돌이의 수는, 하나 이상이면 된다. 단, 단차부를 획정하는 소용돌이의 수가 6 개를 초과하면, 재료 유동을 촉진하는 효과가 부족해질 뿐만 아니라, 형상의 복잡화에 의해 파손되기 쉬워질 우려가 있다. 그 때문에, 단차부를 획정하는 소용돌이의 수는 6 개 이하로 하는 것이 바람직하다. 또한, 도 9 ∼ 13 은 각각, 단차부를 획정하는 소용돌이의 수가 2 개 ∼ 6 개인 경우의 예를 나타내는 것이다.

또한, 재료 유동을 향상시키면서, 회전 툴의 선단부의 파손을 방지한다는 관점에서, 단차부를 획정하는 소용돌이의 수는, 숄더 직경에 따라 조절하는 것이 바람직하다. 예를 들어, 숄더 직경이 클수록 단차부를 획정하는 소용돌이의 수를 많게 하고, 숄더 직경이 작을수록 단차부를 획정하는 소용돌이의 수를 적게 하는 것이 바람직하다. 구체적으로는, 숄더 직경이 6 mm 미만인 경우, 단차부를 획정하는 소용돌이의 수를 2 개 이하로 하는 것이 바람직하다. 한편, 숄더 직경이 6 mm 이상인 경우, 단차부를 획정하는 소용돌이의 수를 3 ∼ 6 개로 하는 것이 바람직하다.

단차부를 획정하는 소용돌이가 2 개이고, 소용돌이를 등간격으로 배치하는 경우, 도 9 에 나타내는 바와 같이, 점 A 및 점 B 를 각각 기점으로 하여, 선분 A-B 를 반경으로 하는 반원을 각각 그린다. 이어서, 선분 A-B 의 2 배의 길이의 반경의 반원을 각각 그린다. 이어서, 선분 A-B 의 3 배의 길이의 직경의 반원을 각각 그린다. 이를 반복함으로써 등간격의 소용돌이를 2 개 그릴 수 있다.

단차부를 획정하는 소용돌이의 수 n 이 3 개 ∼ 6 개이고, 소용돌이를 등간격으로 배치하는 경우, 도 10 ∼ 13 에 나타내는 바와 같이, 정 n 각형을 그리고, n 각형의 각 꼭지점을 중심으로 하여, 정 n 각형의 변의 길이와 동등한 반경의 호를 변의 연장선과 교차하는 점까지 그린다. 이어서, 이전의 꼭지점의 옆의 꼭지점을 중심으로 하여, 정 n 각형의 변의 길이의 2 배 반경의 호를 다음 변의 연장선과 교차하는 점까지 그린다. 이어서, 이전의 꼭지점의 옆의 꼭지점을 중심으로 하여, 정 n 각형의 변의 길이의 3 배 반경의 호를 다음 변의 연장선과 교차하는 점까지 그린다. 이를 반복함으로써, 등간격의 소용돌이를 n 개 그릴 수 있다.

또한, 도 9 ∼ 13 의 경우에는, 소용돌이의 수를 1 개로 해도 된다. 또한, 도 9, 11 및 13 의 경우에는, 소용돌이의 수를 2 개로 하고, 소용돌이를 등간격으로 형성해도 된다. 도 10 및 13 의 경우에는, 소용돌이의 수를 3 개로 하고, 소용돌이를 등간격으로 형성해도 된다.

아울러, 1 개당 소용돌이의 길이는, 선단면의 둘레 길이의 0.5 둘레분 이상 2 둘레분 이하로 하는 것이 바람직하다. 소용돌이의 길이에 대해서도, 숄더 직경에 따라 조절하는 것이 바람직하다. 예를 들어, 숄더 직경이 클수록 소용돌이의 길이를 길게 하고, 숄더 직경이 작을수록 소용돌이의 길이를 짧게 하는 것이 바람직하다.

선단 볼록형 회전 툴의 일례에 있어서, 단차부는, 도 14 에 나타내는 바와 같이, 소용돌이 사이의 영역마다 높이 위치를 계단상으로 변화시킴으로써 구성된다. 예를 들면, 단차부는, 선단면의 중심으로부터 외주를 향하여 서서히 낮게 함으로써 구성된다. 또한, 선단 오목형 회전 툴의 경우, 단차부는, 선단면의 중심으로부터 외주를 향하여 서서히 높게 함으로써 구성된다. 이하, 이러한 단차부의 형태를 계단상이라고도 한다. 단차부의 단수는, 1 단 이상이면 된다. 또한, 회전축을 포함하고, 또한 회전축에 평행한 단면 (도 14 의 단면) 에 있어서, 각 단차부는, 예를 들어 대략 수평이 되도록 하면 된다.

선단 볼록형 회전 툴의 다른 일례에 있어서, 단차부는, 도 15 에 나타내는 바와 같이, 소용돌이의 위치에 선단면보다 오목하게 들어간 영역 (이하, 홈부라고도 한다) 을 형성함으로써 형성된다. 이로써, 선단면의 중심으로부터 외주를 향하여 서서히 낮아지는 단차부가 형성된다. 또한, 선단 오목형 회전 툴의 경우, 선단면의 중심으로부터 외주를 향하여 서서히 높아지는 단차부가 형성된다. 이하, 이러한 단차부의 형태를 홈상이라고도 한다. 또한, 홈부의 단면 형상으로는, U 자 형상이나 V 자 형상, レ 자 형상 등을 예시할 수 있다. 단차부의 단수는, 1 단 이상이면 된다.

선단 평면 회전 툴의 일례에 있어서, 단차부는, 도 16 에 나타내는 바와 같이, 소용돌이의 위치에 홈부를 형성함으로써 구성된다. 홈부의 형상으로는, U 자 형상이나 V 자 형상, レ 자 형상 등을 예시할 수 있다. 단차부의 단수는, 1 단 이상이면 된다.

상기와 같은 단차부를 형성함으로써, 회전 툴에 의한 피접합재의 가압 및 교반시에, 회전 툴의 외측으로부터 내측을 향하여 마찰열에 의해 연화된 금속 재료를 유동시킨다. 이로써, 회전 툴에 의한 가압부의 외측으로 금속 재료가 유출되는 것을 억제할 수 있다. 그 결과, 가압부의 소성 유동이 촉진된다. 또한, 접합부의 두께가 모재에 대하여 감소하는 것을 방지하고, 또한, 버가 없는 미려한 접합부 표면을 형성할 수 있다.

또한, 회전 툴의 선단부와는 반대측의 베이스 부분은, 종래, 일반적으로 사용되는 양면 마찰 교반 접합 장치에 장착될 수 있으면 되고, 당해 베이스 부분의 형상은 특별히 제한되는 것은 아니다.

[2] 전기 강대의 접합 조인트

다음으로, 전기 강대의 접합 조인트를, 도 17 을 이용하여 설명한다. 도면 중, 부호 1 이 제 1 전기 강대 (피접합재), 2 가 제 2 전기 강대 (피접합재), 4 가 접합부, 4-1 이 열가공 영향부 (제 1 전기 강대측), 4-2 가 열가공 영향부 (제 2 전기 강대측) 이다. 또한, 도 17 은 전기 강대의 접합 조인트의 판두께 방향의 단면도이다. 도면 중, 연직 방향이 판두께 방향이다. 수평 방향이, 접합 수직 방향이다. 지면 앞측의 방향이, 접합 방향이다. 즉, 도 17 에 나타내는 면 (여기서 말하는 판두께 방향의 단면) 내에는, 접합 수직 방향과 판두께 방향이 포함된다.

상기의 전기 강대의 접합 조인트는,

제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대를 접합하는, 전기 강대의 접합 조인트로서,

그 전기 강대의 접합 조인트는, 접합부와, 그 접합부에 인접하는 열가공 영향부를 구비하고,

그 접합부 및 그 열가공 영향부의 강 조직은 각각, 페라이트상 주체의 조직이며,

다음 식 (3) ∼ (6) 의 관계를 만족한다는 것이다.

Dsz ≤ 200 ㎛ … (3)

Dhaz1 ≤ Dbm1 … (4)

Dhaz2 ≤ Dbm2 … (5)

0.9 × (Hbm1＋Hbm2)/2 ≤ Hsz ≤ 1.2 × (Hbm1＋Hbm2)/2 … (6)

여기서,

Dsz 는, 접합부의 페라이트 입경의 평균값 (㎛),

Hsz 는, 접합부의 경도의 평균값,

Hbm1 은, 제 1 전기 강대의 모재부의 경도의 평균값

Hbm2 는, 제 2 전기 강대의 모재부의 경도의 평균값

이다.

또한, 상기의 전기 강대의 접합 조인트는, 예를 들면, 상기 서술한 본 발명의 일 실시형태에 따른 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법에 의해 얻을 (제조할) 수 있다.

[피접합재 (제 1 전기 강대 및 제 2 전기 강대)]

제 1 전기 강대 및 제 2 전기 강대는, 피접합재인 전기 강대이다. 제 1 전기 강대 및 제 2 전기 강대의 성분 조성은, 냉간 압연 단계의 전기 강대 (전기 강판) 로서 일반적인 것이면 특별히 한정되지 않는다.

이와 같은 전기 강대의 성분 조성으로는, Si 를 2.0 ∼ 5.0 질량％ 의 범위에서 함유하는 성분 조성을 예시할 수 있다. 또, C : 0.005 질량％ 이하, Si : 2.0 ∼ 5.0 질량％, Al : 3.0 질량％ 이하, Mn : 2.00 질량％ 이하, P : 0.2 질량％ 이하, S : 0.01 질량％ 이하, 및, N : 0.01 질량％ 이하이며, 잔부가 Fe 및 불가피적 불순물인 성분 조성을 예시할 수 있다. 또한, 상기의 성분 조성에는, 질량％ 로, 임의로, Sn : 0.2 ％ 이하, Sb : 0.2 ％ 이하, Ca : 0.01 ％ 이하, REM : 0.05 ％ 이하, 및, Mg : 0.01 ％ 이하로 이루어지는 군에서 선택되는 적어도 1 종을 함유시킬 수 있다. 추가로, 상기의 성분 조성에는, 질량％ 로, 임의로 Cr : 1 ％ 이하, Ni : 1 ％ 이하, 및 Cu : 1 ％ 이하로 이루어지는 군에서 선택되는 적어도 1 종을 함유시킬 수 있다. 한편, Si 및 Fe 이외의 원소는 모두 0 ％ 여도 된다.

또한, 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대의 성분 조성은, 동일해도 되고, 상이해도 된다.

제 1 전기 강대의 판두께 t1 및 제 2 전기 강대의 판두께 t2 는 특별히 한정되는 것은 아니지만, t1 및 t2 는 각각, 1.2 ∼ 3.2 mm 가 바람직하다. 또한, t1 및 t2 는, 동일해도 되고, 상이해도 된다.

또한, 피접합재인 제 1 전기 강대 및 제 2 전기 강대에 있어서, 마찰열과 소성 유동에 의한 열간 가공의 영향을 받고 있지 않은 영역을 모재부라고 한다.

또한, 모재부, 그리고, 후술하는 접합부 및 열가공 영향부는, 이하와 같이 하여 획정한다.

즉, 전기 강대의 접합 조인트를, 도 17 에 나타내는 면 (즉, 접합 수직 방향과 판두께 방향이 포함되는 면) 이 절단면이 되도록, 판두께 (연직) 방향으로 절단한다. 이어서, 절단면을 연마하고, 피크르산 포화 수용액, 나이탈 (질산과 에탄올의 용액) 또는 왕수 (농염산과 농질산을 3 : 1 의 체적비로 혼합한 용액) 로 에칭한다. 이어서, 당해 절단면을 광학 현미경으로 관찰하여 에칭의 정도 등으로부터, 모재부, 그리고, 접합부 및 열가공 영향부를 획정한다.

[접합부]

접합부는, 회전 툴과 피접합재의 마찰열과 소성 유동에 의한 열간 가공을 받아 재결정 조직이 되는 영역이다.

접합부는, 페라이트상 주체의 강 조직, 구체적으로는 면적률로 95 ％ 이상의 페라이트상에 의해 구성된다. 페라이트상의 면적률은 100 ％ 여도 된다. 또한, 페라이트상 이외의 잔부 조직의 면적률은 5 ％ 이하이다. 페라이트상 이외의 잔부 조직으로는, 예를 들면, 마르텐사이트, 황화물, 질화물이나 탄화물 등의 제 2 상 등을 예시할 수 있다. 잔부 조직의 면적률은 0 ％ 여도 된다.

또한, 페라이트상의 면적률은, 이하와 같이 하여 측정한다.

즉, 후술하는 접합부의 측정 영역이 관찰면에 포함되도록, 전기 강대의 접합 조인트로부터 시험편을 잘라낸다. 또한, 관찰면은, 도 17 에 나타내는 면 (즉, 접합 수직 방향과 판두께 방향이 포함되는 면) 으로 한다. 이어서, 시험편의 관찰면을 연마 후, 3 vol.％ 나이탈, 피크르산 포화 수용액 또는 왕수로 에칭하고, 조직을 현출시킨다. 이어서, 후술하는 접합부의 측정 영역 내에 있어서, 합계 10 시야를, 광학 현미경에 의해 배율 : 500 배로 촬영한다. 이어서, 얻어진 조직 화상으로부터, Adobe Systems 사의 Adobe Photoshop 을 이용하여, 페라이트상의 면적을 10 시야분 산출한다. 이어서, 시야마다 산출한 페라이트상의 면적을 각각의 시야 영역의 면적으로 나누고, 100 을 곱한다. 그리고, 그들 값의 산술 평균값을, 페라이트상의 면적률로 한다.

또, 접합부의 강 조직을 미세화하는, 구체적으로는, 접합부의 강 조직을 구성하는 페라이트 결정립의 입경 (이하, 페라이트 입경이라고도 한다) 을 작게 하여 다음 식 (3) 의 관계를 만족시키는 것이 중요하다. 이로써, 피접합재로서 전기 강대를 이용하는 경우에도, 코일 접합부의 형상의 열화를 초래하지 않고 코일 접합부의 기계적 특성이 높아져, 제조 라인에서의 코일 접합부의 파단 발생이 유효하게 억지된다.

Dsz ≤ 200 ㎛ … (3)

여기서,

Dsz 는, 접합부의 페라이트 입경의 평균값 (㎛)

이다.

여기서, Dsz 는, JIS G 0551 에 준거하여 측정한다. 구체적으로는, 이하와 같이 하여 측정한다.

즉, 전기 강대의 접합 조인트를, 도 17 에 나타내는 면 (즉, 접합 수직 방향과 판두께 방향이 포함되는 면) 이 절단면이 되도록, 판두께 (연직) 방향으로 절단한다. 당해 절단면에 있어서, 접합 수직 방향을 X 축, 판두께 방향을 Y 축으로 한다. 그리고, 접합 수직 방향에 있어서의 접합부의 중심 위치이며, 또한, 판두께 (연직) 방향에 있어서의 피접합재의 판두께 중심 위치를, X 축과 Y 축의 원점으로 한다. 접합 수직 방향에 있어서의 접합부의 중심 위치는, 예를 들어 맞댐 조인트의 경우에는, 맞댐 갭의 중심 위치이고, 겹침 조인트의 경우에는, 중첩부의 중심 위치이다. 판두께 (연직) 방향에 있어서의 피접합재의 판두께 중심 위치는, 예를 들면, 맞댐 조인트의 경우에는, 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대 중, 판두께가 작은 쪽의 판두께 중심 위치이고, 겹침 조인트의 경우에는, 중첩부의 판두께 중심 위치이다. 그리고, X ＝－0.2 × t ∼ ＋0.2 × t, Y ＝－0.2 × t ∼ ＋0.2 × t 의 영역을 측정 영역으로 한다. 여기서, t 는 제 1 전기 강대의 판두께 및 제 2 전기 강대의 판두께의 평균값 (mm) 이다. 단, 상기의 측정 영역에, 열가공 영향부나 모재부와 같은 접합부가 아닌 영역이 포함되는 경우에는, 당해 영역을 측정 영역으로부터 제외하는 것으로 한다. 또한, X 축 및 Y 축에 대해서는, ＋ 및 － 를 임의로 설정하면 된다.

그리고, 상기 측정 영역 내의 임의의 위치에 있어서, JIS G 0551「강-결정 입도의 현미경 시험 방법」에 준거한 절단법 (시험선 1 mm 당 포착한 결정립수, 또는 교점의 수 P 에 의해 평가한다) 에 의해, 접합부의 페라이트 입경을 총 5 회 측정하고, 이들의 평균값을 Dsz 로 한다. 또한, 접합부의 페라이트 입경의 측정 영역을, 이하, 간단히 접합부의 측정 영역이라고도 한다.

또, 접합부와 모재부의 경도차를 저감시키는, 구체적으로는, 다음 식 (6) 의 관계를 만족시키는 것이 중요하다. 이로써, 피접합재로서 전기 강대를 이용하는 경우에도, 코일 접합부의 형상의 열화를 초래하지 않고 코일 접합부의 기계적 특성이 높아져, 제조 라인에서의 코일 접합부의 파단 발생이 유효하게 억지된다.

0.9 × (Hbm1＋Hbm2)/2 ≤ Hsz ≤ 1.2 × (Hbm1＋Hbm2)/2 … (6)

여기서,

Hsz 는, 접합부의 경도의 평균값,

Hbm1 은, 제 1 전기 강대의 모재부의 경도의 평균값

Hbm2 는, 제 2 전기 강대의 모재부의 경도의 평균값

이다.

여기서, Hsz, Hbm1 및 Hbm2 는, JIS Z 2244 에 준거하여 측정한다. 구체적으로는, 각각 이하와 같이 하여 측정한다.

즉, 상기 절단면에 있어서의 상기 접합부의 측정 영역 내의 임의의 5 군데에서, 시험력 : 4.9 N 의 조건으로 비커스 경도 (HV) 를 측정한다. 그리고, 이들의 평균값을 Hsz 로 한다.

또한, 상기의 절단면에 있어서, 제 1 전기 강대의 모재부의 판두께 중심 위치 ±0.2 × t1 의 영역 (판두께 (연직) 방향의 레벨) 내 및 제 2 전기 강대의 모재부의 판두께 중심 위치 ±0.2 × t2 의 영역 (판두께 (연직) 방향의 레벨) 내의 임의의 5 군데에서 각각, 시험력 : 4.9 N 의 조건으로 비커스 경도 (HV) 를 측정한다. 또한, 접합 수직 (수평) 방향의 위치에 대해서는, 모재부이면 되고, 임의로 선택하면 된다. 그리고, 제 1 전기 강대의 모재부 및 제 2 전기 강대의 모재부에서 측정한 비커스 경도 (HV) 의 평균값을 각각 Hbm1 및 Hbm2 로 한다. 여기서, t1 및 t2 는 각각, 제 1 및 제 2 전기 강대의 판두께이다.

또한, 접합부의 두께는 특별히 한정되는 것은 아니지만, 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대의 두께의 관계를 적절히 제어하는, 구체적으로는, 다음 식 (7) 및 (8) 의 관계를 만족시키는 것이 바람직하다. 이로써, 피접합재로서 전기 강대를 이용하는 경우에도, 코일 접합부의 형상의 열화를 초래하지 않고 코일 접합부의 기계적 특성이 보다 높아져, 제조 라인에서의 코일 접합부의 파단 발생을 한층 더 유효하게 억지할 수 있다.

0.8 × TbmL ≤ TszL … (7)

TszH ≤ 1.3 × TbmH … (8)

여기서,

TszL 은, 접합부의 두께의 최소값 (mm),

TszH 는, 접합부의 두께의 최대값 (mm),

또한, TszL 및 TszH 는, 예를 들어, 이하와 같이 하여 측정하면 된다. 즉, 전기 강대의 접합 조인트를, 도 17 에 나타내는 면 (즉, 접합 수직 방향과 판두께 방향이 포함되는 면) 이 절단면이 되도록, 판두께 (연직) 방향으로 절단한다. 그리고, 당해 절단면에 있어서, 버니어 캘리퍼스 등을 사용하여, TszL 및 TszH 를 측정한다.

[열가공 영향부]

열가공 영향부는, 접합부에 인접하고, 마찰열과 소성 유동에 의한 열간 가공의 영향을 받지만 온도나 가공이 불충분하여 재결정 조직에 이르지 않는 영역이다. 또한, 열가공 영향부는, 접합부에 인접하여, 제 1 전기 강대 및 제 2 전기 강대의 양측에 형성된다.

열가공 영향부는, 접합부와 동일하게, 페라이트상 주체의 강 조직, 구체적으로는, 면적률로 95 ％ 이상의 페라이트상에 의해 구성된다. 페라이트상의 면적률은 100 ％ 여도 된다. 또한, 페라이트상 이외의 잔부 조직의 면적률은 5 ％ 이하이다. 페라이트상 이외의 잔부 조직으로는, 예를 들면, 마르텐사이트, 황화물, 질화물이나 탄화물 등의 제 2 상 등을 예시할 수 있다. 잔부 조직의 면적률은 0 ％ 여도 된다. 페라이트상의 면적률은, 상기 서술한 방법과 동일한 요령으로 측정하면 된다.

또, 열가공 영향부에서도, 강 조직을 미세화하는, 구체적으로는, 열가공 영향부의 페라이트 입경을 모재부의 페라이트 입경 이하로 하는, 즉, 다음 식 (4) 및 (5) 의 관계를 만족시키는 것이 중요하다.

Dhaz1 ≤ Dbm1 … (4)

Dhaz2 ≤ Dbm2 … (5)

여기서,

Dbm2 는, 제 2 전기 강대의 모재부의 페라이트 입경의 평균값 (㎛)

이다.

여기서, Dhaz1, Dhaz2, Dbm1 및 Dbm2 는, JIS G 0551 에 준거하여, 접합부의 페라이트 입경의 평균값인 Dsz 와 동일한 요령으로 측정한다.

또한, 제 1 전기 강대측의 열가공 영향부의 페라이트 입경의 측정 영역 (이하, 제 1 전기 강대측의 열가공 영향부의 측정 영역이라고도 한다) 은, 이하와 같이 설정한다. 즉, 전기 강대의 접합 조인트를, 도 17 에 나타내는 면 (즉, 접합 수직 방향과 판두께 방향이 포함되는 면) 이 절단면이 되도록, 판두께 (연직) 방향으로 절단한다. 상기의 절단면에 있어서, 접합 수직 방향을 X 축, 판두께 방향을 Y 축으로 한다. 그리고, 제 1 전기 강대의 판두께 중심 위치 (레벨) 에 있어서의 접합부와 제 1 전기 강대측의 열가공 영향부의 경계 위치를, X 축과 Y 축의 원점으로 한다. X 축에 대해서는, 제 1 전기 강대측을 ＋, 접합부측을 － 로 하고, X ＝ 0 ∼ ＋0.4 × t1, Y ＝－0.2 × t1 ∼ ＋0.2 × t1 의 영역을 측정 영역으로 한다. 여기서, t1 은 제 1 전기 강대의 판두께이다. 또한, Y 축에 대해서는, ＋ 및 － 를 임의로 설정하면 된다. 단, 상기의 측정 영역에, 접합부나 모재부와 같은 제 1 전기 강대측의 열가공 영향부가 아닌 영역이 포함되는 경우에는, 당해 영역을 측정 영역으로부터 제외하는 것으로 한다.

상기 서술한 바와 같이, 접합부는 회전 툴과 피접합재의 마찰열과 소성 유동에 의한 열간 가공을 받아 재결정 조직이 되는 영역을 말한다. 열가공 영향부는, 접합부에 인접하는 영역이며, 마찰열과 소성 유동에 의한 열간 가공의 영향을 받지만, 온도나 가공이 불충분하여 재결정에 이르지 않는 조직이 되는 영역을 말한다. 모재는, 마찰열과 소성 유동에 의한 열간 가공의 영향을 받지 않는 영역을 말한다.

동일하게, 제 2 전기 강대측의 열가공 영향부의 페라이트 입경의 측정 영역 (이하, 제 2 전기 강대측의 열가공 영향부의 측정 영역이라고도 한다) 은, 이하와 같이 설정한다. 즉, 전기 강대의 접합 조인트를, 도 17 에 나타내는 면 (즉, 접합 수직 방향과 판두께 방향이 포함되는 면) 이 절단면이 되도록, 판두께 (연직) 방향으로 절단한다. 상기의 절단면에 있어서, 접합 수직 방향을 X 축, 판두께 방향을 Y 축으로 한다. 그리고, 제 2 전기 강대의 판두께 중심 위치 (레벨) 에 있어서의 접합부와 제 2 전기 강대측의 열가공 영향부의 경계 위치를, X 축과 Y 축의 원점으로 한다. X 축에 대해서는, 제 2 전기 강대측을 ＋, 접합부측을 － 로 하고, X ＝ 0 ∼ ＋0.4 × t2, Y ＝－0.2 × t2 ∼ ＋0.2 × t2 의 영역을 측정 영역으로 한다. 여기서, t2 는 제 2 전기 강대의 판두께이다. 또한, Y 축에 대해서는, ＋ 및 － 를 임의로 설정하면 된다. 단, 상기의 측정 영역에, 접합부나 모재부와 같은 제 2 전기 강대측의 열가공 영향부가 아닌 영역이 포함되는 경우에는, 당해 영역을 측정 영역으로부터 제외하는 것으로 한다.

또한, 제 1 전기 강대 및 제 2 전기 강대의 모재부의 페라이트 입경의 측정 영역 (이하, 제 1 전기 강대 및 제 2 전기 강대의 모재부의 측정 영역이라고도 한다) 은 각각, 상기의 절단면에 있어서의 제 1 전기 강대의 모재부의 판두께 중심 위치 ±0.2 × t1 의 영역 (판두께 (연직) 방향의 레벨) 및 제 2 전기 강대의 모재부의 판두께 중심 위치 ±0.2 × t2 의 영역 (판두께 (연직) 방향의 레벨) 으로 하면 된다. 또한, 접합 수직 (수평) 방향의 위치에 대해서는, 모재부이면 되고, 임의로 선택하면 된다. 여기서, t1 및 t2 는 각각, 제 1 및 제 2 전기 강대의 판두께이다.

또한, 조인트 형식으로는, 맞댐 조인트나 겹침 조인트를 예시할 수 있다.

[3] 전기 강대의 제조 방법

다음으로, 본 발명의 일 실시형태에 따른 전기 강대의 제조 방법을 설명한다.

본 발명의 일 실시형태에 따른 전기 강대의 제조 방법은,

상기의 본 발명의 일 실시형태에 따른 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법에 의해 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대를 접합하여, 접합 강대를 얻는 공정과,

그 접합 강대에 냉간 압연을 실시하여, 전기 강대 (냉연 강대) 를 얻는 공정을 구비한다.

여기서, 접합 강대는, 바람직하게는, 제 1 전기 강대와, 제 2 전기 강대와, 상기의 본 발명의 일 실시형태에 따른 전기 강대의 접합 조인트를 갖고, 제 1 전기 강대 및 제 2 전기 강대가 상기의 본 발명의 일 실시형태에 따른 전기 강대의 접합 조인트를 개재하여 접합되어 있다.

또한, 냉간 압연 조건에 대해서는 특별히 한정되지 않고, 통상적인 방법에 따르면 된다. 또한, 냉간 압연을 행하기 전에, 임의로 산세를 행해도 된다.

실시예

이하, 본 발명의 작용 및 효과에 대하여, 실시예를 사용하여 설명한다. 또한, 본 발명은 이하의 실시예에 한정되지 않는다.

·실시예 1

표 1 에 나타내는 성분 조성 (잔부는 Fe 및 불가피적 불순물) 을 갖는 전기 강대를 피접합재 (제 1 전기 강대 및 제 2 전기 강대) 로 하였다. 그리고, 표 2 에 기재된 조건의 양면 마찰 교반 접합에 의해, 연속 냉간 압연 라인 상에 있는 것을 모의하여 제 1 전기 강대 (선행 강대) 와 제 2 전기 강대 (후행 공정) 를 접합하여, 전기 강대의 접합 조인트를 제조하였다. 여기서, 개선 (開先) 은 피접합재인 2 장의 전기 강대의 단면에 개선 각도를 형성하지 않는 이른바 I 형 개선으로 하고, 프레이즈 가공 정도의 표면 상태에서 2 장의 전기 강대를 맞대어 접합을 행하였다. 후술하는 표 3 및 표 4 의 경우도 동일하다. 또한, 표 1 에 전기 강대의 모재부의 페라이트 입경의 평균값, 경도의 평균값 및 에릭센값을 병기하고 있다. 여기서, 전기 강대의 모재부의 페라이트 입경의 평균값 및 경도의 평균값은, 상기 서술한 방법에 의해 구한 것이다. 또한, 에릭센값은, JIS Z 2247 에서 규정하는 에릭센 시험 방법에 준거하여 측정한 값이다. 또한, 명기하고 있지 않은 조건에 대해서는, 통상적인 방법에 따라 설정하였다.

상기한 양면 마찰 교반 접합에서는, 도 1c 와 같이, 연직 방향 상측에 배치하는 표면측 회전 툴의 회전 방향을 연직 방향 상측에서 보아 시계 방향으로 회전시키고, 연직 방향 하측에 배치하는 이면측 회전 툴을 연직 방향 상측에서 보아 반시계 방향으로 회전시켰다. 즉, 각각의 회전 툴의 선단부를 정면에서 본 상태에서는, 어느 쪽도 반시계 방향으로 회전시켰다. 또한, 도 2a 및 도 2b 에 나타낸 2 종류의 단면 치수 및 형상의 회전 툴 중 어느 것을 사용하였다. 또한, 표면측 회전 툴과 이면측 회전 툴은, 동일한 단면 치수 및 형상의 회전 툴을 사용하였다. 또한, 이들 회전 툴은 모두, 피접합재보다 단단한 비커스 경도 HV1090 의 탄화텅스텐 (WC) 을 소재로 한 것이다. 또한, 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대의 판두께가 상이한 경우에는, 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대의 맞댐부는 이면 (이면측 회전 툴을 배치하는 측의 면) 을 단차가 없는 상태로 하고, 표면 (표면측 회전 툴을 배치하는 측의 면) 을 단차가 있는 상태로 하였다.

또한, 비교를 위해, 표 3 에 기재된 피접합재 (제 1 전기 강대 및 제 2 전기 강대) 에 대하여, 표 3 에 기재된 조건의 이른바 편면 마찰 교반 접합에 의해, 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대를 접합하여, 전기 강대의 접합 조인트를 제조하였다. 도 18a 및 도 18b 에, 편면 마찰 교반 접합 방법에 의한 맞댐 접합의 일례를 나타낸다. 도 18a 는 측면 사시도, 도 18b 는 도 18a 의 A-A 화살표도이다. 또한, 도 19a 및 도 19b 에, 편면 마찰 교반 접합 방법에서 사용하는 회전 툴의 형상을 나타낸다.

여기서는, 도 18a 와 같이, 회전 툴을 연직 방향 상측에서 보아 시계 방향 (회전 툴의 선단부를 정면에서 본 상태에서는, 반시계 방향) 으로 회전시켰다. 또한, 도 19a 및 도 19b 에 나타낸 2 종류의 단면 치수 및 형상의 회전 툴 중 어느 것을 사용하였다. 또한, 이들 회전 툴은 모두, 피접합재보다 단단한 비커스 경도 HV1090 의 탄화텅스텐 (WC) 을 소재로 한 것이다. 또한, 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대의 판두께가 상이한 경우에는, 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대의 맞댐부는 이면 (정반측의 면) 을 단차가 없는 상태로 하고, 표면 (회전 툴을 배치하는 측의 면) 을 단차가 있는 상태로 하였다.

동일하게, 비교를 위해, 표 4 에 기재된 피접합재 (제 1 전기 강대 및 제 2 전기 강대) 에 대하여, 표 4 에 기재된 조건의 레이저 용접에 의해, 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대를 접합하여, 전기 강대의 접합 조인트를 제조하였다.

레이저 용접에서는, 최대 출력 5.5 kW 의 CO₂레이저 발진기를 사용하였다. 실드 가스에는 헬륨을 사용하고, 실드 가스 유량은 40 리터/분으로 하였다. 표 4 중의「필러 와이어 첨가」가「무」인 것은 필러 와이어를 사용하지 않고, 용접을 행한 것이다. 또한, 표 4 중의「필러 와이어 첨가」가「유」인 것은, 필러 와이어로서 표 5 에 나타내는 성분 조성 (잔부는 Fe 및 불가피적 불순물) 을 갖는 MIG 용 와이어 (0.9 mmφ) 를 사용하여, 용접을 행한 것이다.

이렇게 하여 얻어진 전기 강대의 접합 조인트에 대하여, 상기 서술한 요령에 의해, 접합부, 열가공 영향부 및 모재부를 획정하였다.

또한, 상기 서술한 요령에 의해,

Dsz : 접합부의 페라이트 입경의 평균값 (㎛),

Dhaz1 : 제 1 전기 강대측의 열가공 영향부의 페라이트 입경의 평균값 (㎛),

Dhaz2 : 제 2 전기 강대측의 열가공 영향부의 페라이트 입경의 평균값 (㎛),

Dbm1 : 제 1 전기 강대의 모재부의 페라이트 입경의 평균값 (㎛),

Dbm2 : 제 2 전기 강대의 모재부의 페라이트 입경의 평균값 (㎛),

Hsz : 접합부의 경도의 평균값,

Hbm1 : 제 1 전기 강대의 모재부의 경도의 평균값

Hbm2 : 제 2 전기 강대의 모재부의 경도의 평균값

을 측정하였다.

또한, 얻어진 전기 강대의 접합 조인트를, 도 17 에 나타내는 면 (즉, 접합 수직 방향과 판두께 방향이 포함되는 면) 이 절단면이 되도록, 판두께 (연직) 방향으로 절단하고, 당해 절단면에 있어서, TszL : 접합부의 두께의 최소값 (mm) 및 TszH : 접합부의 두께의 최대값 (mm) 을 측정하였다.

또한, 레이저 용접에 의해 얻은 전기 강대의 접합 조인트에서는, 용접부를 접합부, 열 영향부를 열가공 영향부로 간주하여, 상기의 측정을 행하였다. 측정 요령 등은, 마찰 교반 접합에 의해 얻은 전기 강대의 접합 조인트의 경우와 동일하다.

결과를 표 6 ∼ 8 에 나타낸다. 또한, 후술하는 표면 결함 및 내부 결함의 확인에 있어서, 결함이 확인된 경우에는, 상기의 측정을 생략하였다. 또한, 표면 결함이 확인된 경우에는, 내부 결함의 확인도 생략하였다.

또한, 얻어진 전기 강대의 접합 조인트에 대하여, 이하의 요령으로, (I) 표면 결함의 유무 및 (II) 내부 결함의 유무를 확인하였다. 결과를 표 9 에 나타낸다.

(I) 표면 결함의 유무

얻어진 전기 강대의 접합 조인트의 접합부 및 열가공 영향부 (레이저 용접의 경우에는, 용접부 및 열 영향부) 의 표면 및 이면에 있어서, 미접합 상태 및 균열의 유무를 육안으로 확인하였다. 그리고, 이하의 기준에 의해, 표면 결함의 유무를 판정하였다.

표면 결함 없음 : 미접합 상태 및 균열이 모두 확인되지 않는다.

표면 결함 있음 : 미접합 상태 및 균열 중 적어도 일방이 확인된다.

(II) 내부 결함의 유무

얻어진 전기 강대의 접합 조인트를, 도 17 에 나타내는 면 (즉, 접합 수직 방향과 판두께 방향이 포함되는 면) 이 관찰면이 되도록, 판두께 (연직) 방향으로 절단하여 시험편을 채취하였다. 또한, 접합 방향에 있어서의 절단 위치는, 접합 (용접) 개시측의 피접합재의 단부로부터 20 mm 의 위치, 접합 (용접) 종료측의 피접합재의 단부로부터 20 mm 의 위치, 및 피접합재의 양단부의 중간이 되는 위치로 하고, 당해 절단 위치에서의 절단면이 관찰면이 되도록, 합계 3 장의 시험편을 채취하였다. 이어서, 얻어진 시험편의 관찰면을, 광학 현미경 (배율 : 10 배) 으로 관찰하였다. 그리고, 이하의 기준에 의해, 내부 결함의 유무를 판정하였다.

내부 결함 없음 : 3 장의 시험편 모두에 있어서, 접합부에 미접합 상태 및 균열이 모두 확인되지 않는다.

내부 결함 있음 : 적어도 1 장의 시험편에 있어서, 접합부에 미접합 상태 및 균열 중 적어도 일방이 확인된다.

또한, 얻어진 전기 강대의 접합 조인트에 대하여, 이하의 요령으로, 제조 라인에서의 코일 접합부의 파단 발생의 억지 효과 (이하, 파단 억지 효과라고도 한다) 를 평가하였다.

즉, 얻어진 전기 강대의 접합 조인트로부터, 접합부, 제 1 전기 강대측의 열가공 영향부 및 모재 그리고 제 2 전기 강대측의 열가공 영향부 및 모재가 포함되도록, 시험편을 채취하였다. 이어서, 채취한 시험편을 사용하여, JIS Z 2247 에서 규정하는 에릭센 시험 방법에 준거하여 접합 조인트의 에릭센값을 측정하였다. 그리고, 모재부의 에릭센값에 대한 접합 조인트의 에릭센값의 비율 (이하, 에릭센값의 비율이라고도 한다) 에 의해, 이하의 기준으로 파단 억지 효과를 평가하였다. 결과를 표 9 에 나타낸다.

[에릭센값의 비율 (％)] ＝ [접합 조인트의 에릭센값]/[모재부의 에릭센값] × 100

○ (합격) : 에릭센값의 비율이 80 ％ 이상

× (불합격) : 에릭센값의 비율이 80 ％ 미만

또한, 제 1 전기 강대의 모재부의 에릭센값과 제 2 전기 강대의 모재부의 에릭센값이 상이한 경우, 모재부의 에릭센값은, 제 1 전기 강대의 모재부의 에릭센값과 제 2 전기 강대의 모재부의 에릭센값 중 작은 쪽의 값으로 한다.

[표 1]

[표 2]

[표 3]

[표 4]

[표 5]

[표 6]

[표 7]

[표 8]

[표 9]

표 9 로부터, 발명예에서는 모두, 접합 속도가 1000 mm/분 이상의 고효율의 접합을 행하면서, 결함이 없고, 우수한 파단 억지 효과를 갖는 전기 강대의 접합 조인트가 얻어졌다.

한편, 비교예에서는, 결함이 발생하거나 또는 충분한 파단 억지 효과가 얻어지지 않았다.

·실시예 2

표 1 에 나타내는 성분 조성 (잔부는 Fe 및 불가피적 불순물) 을 갖는 전기 강대를 피접합재 (제 1 전기 강대 및 제 2 전기 강대) 로 하였다. 그리고, 표 10 및 11 에 기재된 조건의 양면 마찰 교반 접합에 의해, 연속 냉간 압연 라인 상에 있는 것을 모의하여 제 1 전기 강대 (선행 강대) 와 제 2 전기 강대 (후행 공정) 를 접합하여, 전기 강대의 접합 조인트를 제조하였다. 여기서, 개선은 피접합재인 2 장의 전기 강대의 단면에 개선 각도를 형성하지 않는 이른바 I 형 개선으로 하고, 프레이즈 가공 정도의 표면 상태에서 2 장의 전기 강대를 맞대어 접합을 행하였다. 또한, 명기하고 있지 않은 조건에 대해서는, 통상적인 방법에 따라 설정하였다.

상기한 양면 마찰 교반 접합에서는, 도 1a 와 같이, 연직 방향 상측에 배치하는 표면측 회전 툴의 회전 방향을 연직 방향 상측에서 보아 시계 방향으로 회전시키고, 연직 방향 하측에 배치하는 이면측 회전 툴을 연직 방향 상측에서 보아 반시계 방향으로 회전시켰다. 즉, 각각의 회전 툴의 선단부를 정면에서 본 상태에서는, 어느 쪽도 반시계 방향으로 회전시켰다. 또한, 도 2 ∼ 8 에 나타낸 형상의 회전 툴 중 어느 것을 사용하였다. 또한, 표면측 회전 툴과 이면측 회전 툴은, 동일한 단면 치수 및 형상의 회전 툴을 사용하였다. 또한, 이들 회전 툴은 모두, 피접합재보다 단단한 비커스 경도 HV1090 의 탄화텅스텐 (WC) 을 소재로 한 것이다. 또한, 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대의 판두께가 상이한 경우에는, 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대의 맞댐부는 이면 (이면측 회전 툴을 배치하는 측의 면) 을 단차가 없는 상태로 하고, 표면 (표면측 회전 툴을 배치하는 측의 면) 을 단차가 있는 상태로 하였다.

또한, 상기 서술한 요령에 의해,

Dsz : 접합부의 페라이트 입경의 평균값 (㎛),

Hsz : 접합부의 경도의 평균값,

Hbm1 : 제 1 전기 강대의 모재부의 경도의 평균값

Hbm2 : 제 2 전기 강대의 모재부의 경도의 평균값

을 측정하였다.

결과를 표 12 및 13 에 나타낸다. 또한, 후술하는 표면 결함 및 내부 결함의 확인에 있어서, 결함이 확인된 경우에는, 상기의 측정을 생략하였다. 또한, 표면 결함이 확인된 경우에는, 내부 결함의 확인도 생략하였다.

또한, 얻어진 전기 강대의 접합 조인트에 대하여, 실시예 1 과 동일한 요령으로, (I) 표면 결함의 유무 및 (II) 내부 결함의 유무를 확인하였다. 결과를 표 14 및 15 에 나타낸다.

또한, 얻어진 전기 강대의 접합 조인트에 대하여, 실시예 1 과 동일한 요령으로, 제조 라인에서의 코일 접합부의 파단 발생의 억지 효과 (이하, 파단 억지 효과라고도 한다) 를 평가하였다. 결과를 표 14 및 15 에 나타낸다.

또한, 이하의 요령으로, 회전 툴의 내구성의 평가를 행하였다.

즉, 회전 툴의 파손이나 마모가 발생하면, 내부 결함에 의한 접합 불량이 높은 확률로 발생한다. 그래서, 상기와 동일한 조건으로 각각, 접합 길이 0.5 m 의 접합을 반복하여 행하고, 얻어진 접합 조인트에 대하여, 상기의「(II) 내부 결함의 유무」에 나타낸 판정 방법에 의해, 내부 결함의 유무를 판정하였다.

그리고, 내부 결함 없음으로 판정되는 조인트의 수가 전체의 90 ％ 이상을 유지하는 최대 접합 횟수 (이하, 90 ％ 유지 최대 접합 횟수라고도 한다) 에 의해, 회전 툴의 내구성의 평가를 하였다. 결과를 표 14 및 15 에 나타낸다. 또한, 90 ％ 유지 최대 접합 횟수가 15 회 이상인 경우, 회전 툴의 내구성 (수명) 이 우수하다고 할 수 있다.

여기서, 90 ％ 유지 최대 접합 횟수란, 접합 순으로 얻어진 접합 조인트의 내부 결함의 유무를 확인하고, 내부 결함의 유무를 확인한 접합 조인트의 수를 N 으로 했을 때에, 다음 식 (a) 를 만족하는, 최대의 N 의 값이다.

[내부 결함의 유무를 확인한 접합 조인트 중, 내부 결함 없음으로 판정된 접합 조인트의 수] ÷ [내부 결함의 유무를 확인한 접합 조인트의 수] × 100 ≥ 90 … 식 (a)

예를 들면, 1 ∼ 4 회째의 접합에서 얻어진 접합 조인트에서는 내부 결함 없음으로 판정되고, 5 회째의 접합에서 얻어진 접합 조인트에서 내부 결함 있음으로 판정된 경우,

N ＝ 4 에서는,

[내부 결함의 유무를 확인한 접합 조인트 중, 내부 결함 없는 접합 조인트의 합계수] ÷ [내부 결함을 확인한 접합 조인트의 수 N] × 100

＝ 4 ÷ 4 × 100 ＝ 100 ≥ 90

이 되고,

N ＝ 5 에서는,

＝ 4 ÷ 5 × 100 ＝ 80 ＜ 90

이 된다.

즉, 이 경우에서는, N ＝ 4 까지는 식 (a) 를 만족하고, N ＝ 5 일 때에 비로소 식 (a) 를 만족하지 않게 되므로, 90 ％ 유지 최대 접합 횟수는 4 가 된다.

또, 1 ∼ 10 회째 및 12 ∼ 19 회째의 접합에서 얻어진 접합 조인트에서는 내부 결함 없음으로 판정되고, 11 회째, 20 회째 및 21 회째의 접합에서 얻어진 접합 조인트에서 내부 결함 있음으로 판정된 경우,

N ＝ 11 에서는,

＝ 10 ÷ 11 × 100 ≒ 90.9 ≥ 90

이 되고,

N ＝ 20 에서는,

＝ 18 ÷ 20 × 100 ＝ 90 ≥ 90

이 되고,

N ＝ 21 에서는,

＝ 18 ÷ 21 × 100 ＝ 85.7 ＜ 90

이 된다.

즉, 이 경우에서는, N ＝ 20 까지는 식 (a) 를 만족하고, N ＝ 21 일 때에 비로소 식 (a) 를 만족하지 않게 되므로, 90 ％ 유지 최대 접합 횟수는 20 이 된다.

또한, 상기의 (I) 표면 결함의 유무 또는 (II) 내부 결함의 유무에서 결함 있음으로 판정된 것은, 90 ％ 유지 최대 접합 횟수는 0 이 된다.

[표 10]

[표 10]

[표 11]

[표 12]

[표 12]

[표 13]

[표 14]

[표 15]

표 14 및 15 로부터, 발명예에서는 모두, 접합 속도가 1000 mm/분 이상의 고효율의 접합을 행하면서, 결함이 없고, 우수한 파단 억지 효과를 갖는 전기 강대의 접합 조인트가 얻어졌다. 또, 프로브 없는 회전 툴을 사용한 발명예 1 ∼ 18 에서는, 회전 툴의 내구성 (수명) 의 점에서도 우수하였다.

1 : 제 1 전기 강대 (피접합재)
2 : 제 2 전기 강대 (피접합재)
3 : 회전 툴
3-1 : 회전 툴 (표면측 회전 툴)
3-2 : 회전 툴 (이면측 회전 툴)
4 : 접합부
4-1 : 열가공 영향부 (제 1 전기 강대측)
4-2 : 열가공 영향부 (제 2 전기 강대측)
5, 5-1, 5-2 : 숄더부
6, 6-1, 6-2 : 프로브
7 : 파지 장치
8 : 정반 (배킹)
9, 9-1, 9-2 : 선단부

Claims

제 1 전기 강대와, 그 제 1 전기 강대에 계속되는 제 2 전기 강대를, 서로 대향하는 1 쌍의 회전 툴에 의해 접합하는, 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법으로서,
상기 제 1 전기 강대의 단부와 상기 제 2 전기 강대의 단부의 맞댐부, 또는 중첩부인 미접합부에, 상기 회전 툴을, 그 미접합부의 양면으로부터 서로 역방향으로 회전시키면서 가압하고,
이어서, 상기 회전 툴을 접합 방향으로 이동시킴으로써, 상기 제 1 전기 강대와 상기 제 2 전기 강대를 접합하고,
또, 상기 회전 툴의 숄더부의 직경 D (mm) 가, 다음 식 (1) 의 관계를 만족하고, 또한,
상기 회전 툴의 회전수 RS (회/분), 상기 회전 툴의 숄더부의 직경 D (mm) 및 접합 속도 JS (mm/분) 에 의해 나타내는 RS × D³/JS 가, 다음 식 (2) 의 관계를 만족하는, 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법.
4 × TJ　≤　D　≤　10 × TJ … (1)
200 × TJ　≤　RS × D³/JS　≤　2000 × TJ … (2)
여기서, TJ 는,
미접합부가 맞댐부인 경우, 제 1 전기 강대의 판두께 및 제 2 전기 강대의 판두께의 평균값 (mm) 이며,
미접합부가 중첩부인 경우, 중첩부의 두께 (mm) 이다.
제 1 항에 있어서,
상기 제 1 전기 강대와 상기 제 2 전기 강대의 접합에 의해 형성되는 접합부 및 열가공 영향부의 강 조직이 각각, 페라이트상 주체의 조직이 되고, 또한, 다음 식 (3) ∼ (6) 의 관계를 만족하는 조건에서 접합을 행하는, 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법.
Dsz ≤ 200 ㎛ … (3)
Dhaz1 ≤ Dbm1 … (4)
Dhaz2 ≤ Dbm2 … (5)
0.9 × (Hbm1＋Hbm2)/2 ≤ Hsz ≤ 1.2 × (Hbm1＋Hbm2)/2 … (6)
여기서,
Dsz 는, 접합부의 페라이트 입경의 평균값 (㎛),
Dhaz1 은, 제 1 전기 강대측의 열가공 영향부의 페라이트 입경의 평균값 (㎛),
Dhaz2 는, 제 2 전기 강대측의 열가공 영향부의 페라이트 입경의 평균값 (㎛),
Dbm1 은, 제 1 전기 강대의 모재부의 페라이트 입경의 평균값 (㎛),
Dbm2 는, 제 2 전기 강대의 모재부의 페라이트 입경의 평균값 (㎛),
Hsz 는, 접합부의 경도의 평균값,
Hbm1 은, 제 1 전기 강대의 모재부의 경도의 평균값
Hbm2 는, 제 2 전기 강대의 모재부의 경도의 평균값
이다.
제 1 항 또는 제 2 항에 있어서,
다음 식 (7) 및 (8) 의 관계를 만족하는 조건에서 접합을 행하는, 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법.
0.8 × TbmL ≤ TszL … (7)
TszH ≤ 1.3 × TbmH … (8)
여기서,
TszL 은, 접합부의 두께의 최소값 (mm),
TszH 는, 접합부의 두께의 최대값 (mm),
TbmL 은, 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대 중, 얇은 쪽의 전기 강대의 판두께 (mm),
TbmH 는, 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대 중, 두꺼운 쪽의 전기 강대의 판두께 (mm)
이다. 단, 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대의 판두께가 동일한 경우에는, TbmL ＝ TbmH 가 된다.
제 1 항 내지 제 3 항 중 어느 한 항에 있어서,
상기 회전 툴의 경사 각도 α (°) 가 다음 식 (9) 의 관계를 만족하는, 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법.
0°＜ α ≤ 2 °… (9)
제 1 항 내지 제 4 항 중 어느 한 항에 있어서,
상기 회전 툴의 숄더부 사이의 간극 G (mm) 가 다음 식 (10) 의 관계를 만족하는, 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법.
0.5 × TJ － 0.1 × D × sinα ≤ G ≤ 0.9 × TJ － 0.1 × D × sinα … (10)
여기서, TJ 는,
미접합부가 맞댐부인 경우, 제 1 전기 강대의 판두께 및 제 2 전기 강대의 판두께의 평균값 (mm) 이며,
미접합부가 중첩부인 경우, 중첩부의 두께 (mm) 이다.
또한, D 는 회전 툴의 숄더부의 직경 (mm) 이고, α 는 회전 툴의 경사 각도 (°) 이다.
제 1 항 내지 제 5 항 중 어느 한 항에 있어서,
상기 회전 툴이 프로브 없는 회전 툴인, 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법.
제 6 항에 있어서,
상기 회전 툴의 선단면이, 평면, 볼록형의 곡면, 또는 오목형의 곡면인, 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법.
제 6 항 또는 제 7 항에 있어서,
상기 회전 툴의 선단면이, 회전 반대 방향의 소용돌이상의 단차부를 갖는, 전기 강대의 양면 마찰 교반 접합 방법.
제 8 항에 있어서,
상기 소용돌이상의 단차부가, 상기 회전 툴의 선단면의 중심으로부터 외주를 향하여 서서히 낮아지는, 전기 강대의 양면 마찰 교반 접합 방법.
제 8 항에 있어서,
상기 소용돌이상의 단차부가, 상기 회전 툴의 선단면의 중심으로부터 외주를 향하여 서서히 높아지는, 전기 강대의 양면 마찰 교반 접합 방법.
제 1 항 내지 제 10 항 중 어느 한 항에 기재된 전기 강대의 마찰 교반 접합 방법에 의해 제 1 전기 강대와 제 2 전기 강대를 접합하여, 접합 강대를 얻는 공정과,
그 접합 강대에 냉간 압연을 실시하여, 냉연 강대를 얻는 공정을 구비하는, 전기 강대의 제조 방법.