KR100210866B1 - 가공성의 균일성이 우수한 냉연 강판 및 용융 아연 도금 강판 및그의 제조방법 - Google Patents

Abstract

본 발명은 Nb, Ti 또는 Nb-Ti 첨가의 극저탄소 강을 소재로 하여, (S% as MnS)/전함유 S량을 0.2이하, (C% as 탄류화물)/전함유 C량을 0.7 이하로하여 열간 압연중의 r 온도역에서 효율 좋게 탄류화물을 석출시켜, 이에 의해, 고용 C를 감소시켜서 코일의 전장에 걸친 재질의 균일성을 확보하여, 가공성을 대폭으로 개선한다.

Description

가공성의 균일성이 우수한 냉연 강판 및 용융 아연 도금 강판 및 그의 제조방법

자동차 등의 용도에 이용되는 강판으로, 극저탄소, 강판이 가공성이 우수하다는 이유로 널리 이용되고 있다(특개소 58-185752호 공보참조).

그리고, 가공성을 더욱 개선하기 위해 극저탄소 강의 성분이나 제조방법이 여러가지로 검토되었다.

예를 들면, 특개평 3-130323호 공보, 특개평 4-143228호 공보 및 특개평 4-116124호 공보에서는, Ti를 첨가한 극저탄소 강 중의 C, Mn, P 등의 양을 될 수 있는 한 줄임으로써, 우수한 가공성이 얻어진다는 것이 개시되어 있다. 그렇지만, 상기 발명에서는, 강 코일(코일)의 폭 및 길이방향에서의 끝 부분에서의 수율을 향상시킨다는 관점에서의 기재가 없고, 또 본 발명과 같은 Ti, Nb 탄류화물(炭硫化物), Ti 탄화물 등을 적극적으로 활용하는 기술도 아니다.

또, 재질의 불규칙함을 줄인다고 하는 관점에서는, 특개평 3-170618호 공보 및 특개평 4-52229호 공보가 있다. 그렇지만, 상기 발명에서는, 마무리 열연에서의 압하율을 크게 하거나, 열연 후의 코일링온도(coiling temperature)를 높일 필요가 있어, 열연 공정에 커다란 부하를 주게 된다.

본 발명의 효과는, P나 Si로 강화된 양호한 가공성을 가지는 고강도 냉연강판에 있어서도 마찬가지로 발휘되어지는 것이다. 이들 강판에 관한 기술로서는, 특개소 59-31827호 공보, 특개소 59-38337호 공보, 특공소 57-57945호 공보, 특개소 61-276931호 공보 등으로 대표되어지나, 모두가 코일의 폭 및 길이방향에 있어 끝부분의 수율을 향상시키기 위한 연구가 되어있지 않고, 또 본 발명과 같은 Ti, Nb 탄류화물을 적극적으로 활용하는 기술도 아니다.

Ti 첨가 또는 Ti, Nb 첨가 극저탄소 강에 있어서는, 열연 후의 고온 코일링에 의해 C를 TiC 혹은 NbC로서 석출시켜, 고용 C를 줄임으로서, 냉연, 소둔 후의 재질을 확보하는 것이 통상의 방법이 되어 있었다. 그렇지만, 열연 코일의 폭 끝부분 및 길이방향의 끝부분에 있어서는, 코일링을 할 때 및 코일링 후의 냉각이 현저히 빨리 진행하기 때문에, TiC나 NbC의 석출이 충분하지 않아, 이들 부분에서는 재질이 열화되는 문제가 있었다. 따라서, 실제로는, 열연판 혹은 냉연 판의 끝부분은 잘라버리는 일이 많고, 이것이 극저탄소강의 제조 코스트를 상승시키는 원인이 되었다.

본 발명은 자동차, 가전, 건재 등에 이용되어지는 냉연 강판, 용융 아연 도금 강판 및 그의 제조방법에 관하여, 특히 가공성의 균일성이 우수한 냉연 강 코일 또는 용융 아연 도금 강 코일로부터 상기 강판을 얻는 방법에 관한 것이다.

제1(a)도는 Nb 단독 첨가의 경우 r값의 코일 코일링온도(coiling temperature) 의존성과 K값과의 관계를 나타내고,

제1(b)도는 r값의 코일 코일링온도 의존성과 L값과의 관계를 나타내는 도면이다.

제2(a)도는 Ti-Nb 복합 첨가의 경우 r값의 코일 코일링온도 의존성과 K값과의 관계를 나타내며,

제2(b)도는 r값의 코일 코일링온도 의존성과 L값과의 관계를 나타내는 도면이다.

제3(a)도는 Ti 단독 첨가의 경우 r값의 코일 코일링온도 의존성과 K값과의 관계를 나타내고,

제3(b)도는 r값의 코일 코일링온도 의존성과 Ti^*/S값의 관계를 나타내는 도면이다.

제4 Nb 단독 첨가의 경우와 Nb-Ti 복합 첨가의 경우의 r과 L과의 관계를 나타내는 도면이다.

본 발명은 상기와 같은 문제를 해결하여, 코일의 폭 및 길이방향 끝부분에 있어서의 재질열화가 극히 적은 가공성의 균일성이 우수한 냉연 강판 및 그 제조방법을 제공하는 것이다.

즉, 종래의 기술로는 신장율이나 r 값 등의 가공성 지표 절대값을 향상시킬 목적으로 C, Mn, P 등의 첨가량을 될 수 있는 한 줄여왔으나, r 역(域)에서의 탄류화물의 석출을 이용하여 고용 C량을 줄인다고 하는 관점에서의 검토는 행해지지는 않았고, 코일링시에 TiC나 NbC 등의 탄화물을 석출시키는 것에 의해 고용 C를 줄이고 있었다. 그때문에, 코일내의 재질의 불규칙함을 줄이기 위해서는 마무리 열연에서의 압하율을 올리거나, 코일링을 고온(약 700∼800℃)에서 행하거나, U자상의 코일링온도 패턴을 취할 필요가 있어, 열연 공정에의 부담이 컸었다. 게다가, 이러한 기술 수단으로는 강판 가공성의 균일성을 충분히 부여할 수가 없었다.

여기서 본 발명자들은 이와 같은 특성이 우수한 냉연 강판을 얻기 위하여 예의 연구한 결과, 열간 압연 공정에서 탄류화물을 적극적으로 석출시켜, 고용 C를 될 수 있는 한 적게 하는 것이 아주 중요하다는 것을 규명하였다.

즉, 극저탄소 강 중에 있어, 함유 S를 적극적으로 이용하기 위해서 Mn량을 규제하여 MnS로 석출하는 S량을 가능한 한 적게하고, 함유 S의 대부분을 이용하여 Nb 함유 탄류화물, Ti 함유 탄류화물 또는 Nb-Ti 함유 탄류화물 등의 탄류화물을 열간 압연 공정에서 적극적으로 석출시켜, 코일링 이전에 고용 C를 될 수 있는 한 줄이는 것이다. 이에 의해 열연 후 코일링시에 코일의 끝부분이 급속히 냉각되더라도, 코일링 이전에 고용 C가 충분히 고정되어 있기 때문에, 코일 끝부분에 고용 C가 다량으로 잔존하거나, 미세 탄화물이 석출하는 것에 따른 재질의 열화가 경감된다.

즉, 코일링 이전에 고용 C량이 적어지므로서 코일내 재질의 불규칙함이 경감되어 코일링온도 의존성이 적어지게 되는 것이다.

상기의 탄류화물을 다량으로 석출하여, 코일내의 재질을 균일하게 하기 위해서는, Nb 또는 Nb-Ti를 첨가한 함유 탄소량 0.0005∼0.007중량%의 극저탄소 강 중에 S를 0.004∼0.02중량%, Mn을 0.01∼0.15중량% 함유시킴과 함께, Nb 또는 Nb-Ti 첨가하는 경우, 열연 후의 코일 코일링 후에, 함유 S와 그 안의 MnS로서 석출하는 S와의 비율 K, 즉 K=(S% as MnS)/(함유 S),를 0.2 이하로 하고, 또, 함유 C량과, 그 안의 탄류화물로서 석출하는 C량과의 비율 L, 즉 L=(C% as 탄류화물)/(함유 C%),를 0.7 이상으로 하여, Ti 단독첨가의 경우는 K0.2, Ti^*/S(Ti^*=Ti-3.42N)1.5로 하는 것이 필요하다.

즉, Ti를 첨가한 극저탄소 강은 S가 상기의 범위에서 고용하는 경우 열간 압연 중에, 다시 말해 r 영역에서 Ti 함유 탄류화물로서 Ti₄C₂S₂가 석출하나, 본 발명자들의 연구에 따라 Nb를 첨가한 경우에도, 마찬가지의 조건에서 Ti₄C₂S₂에 상당하는 Nb 함유 탄류화물, 예를 들어 Nb₄C₂S₂가 r 영역에서 석출하는 것이 확인된 것이다. 또, Ti 및 Nb를 첨가한 경우에도 같은 조건에서 Ti₄C₂S₂의 Ti 부분이 어느 정도 Nb로 옮겨진 석출물, 예를 들면 (TiNb)₄C₂S₂가 r 영역에서 석출함이 확인되었다.

이처럼 r 영역에서 Nb 함유 탄류화물 또는 Ti-Nb 함유 탄화물이 석출하는 것은 새로운 발견이다. 또, Ti 단독첨가의 경우, Ti^*=Ti-3.42N으로 할 때 TI^*/S를 1.5 이상으로 하면 TiS의 생성량이 현저하게 감소하여, r 역에서 생성되는 Ti 함유 탄류화물의 거의가 Ti₄C₂S₂가 된다는 것도 밝혀졌다. 여기서, 1250℃ 이하의 r 역에 상당하는 온도역에서 열간 압연함으로써 탄류화물을 석출시켜 강판내의 고형 C량을 감소시키는 것은 극저탄소 강판의 가공성을 향상시키는데에 아주 효과적이다.

따라서, 본 발명이 요점으로 하는 부분은 후술하는 바와 같다. 이하의 %는 모두 중량%이다.

즉, 본 발명은, C : 0.0005∼0.007%, Mn : 0.01∼0.15%, Si : 0.005∼0.8%, Al : 0.005∼0.1%, P : 0.2%이하, S : 0.004∼0.02%, N : 0.007% 이하를 함유하며, Nb를 포함할 때에는 Nb : 0.005∼0.1%의 범위에서, Nb-Ti를 포함할 때에는 Nb : 0.002∼0.05%, Ti : 0.01∼0.1%의 범위에서, 또, Ti를 포함할 때에는 Ti : 0.01∼0.1%, Ti^*=Ti-3.42N으로 할 때 Ti^*/S1.5를 만족시키는 범위에서 각각 함유하고, 필요에 따라 B : 0.0001∼0.0030%를 함유하며, 나머지 부분은 철 및 불가피적인 불순물로 이뤄지며, 또 함유 전 S량 중에서 MnS로 석출하는 S량의 비율 K=(S% as MnS)/(전 S%)가 K0.2이며, 게다가 함유 전 C량중 Nb 및, 또는 Ti 함유 탄류화물로 석출하는 C량의 비율 L=(C% as 탄류화물)/(전 C%)이 L0.7인 가공성의 균일성이 우수한 냉연 강판이며, 또한, 상기 성분을 갖는 강을 가열온도1250℃, 마무리 온도(Ar₃-100)℃의 열간 압연을 시행하여, 실온에서부터 800℃의 온도범위에서 코일링하고, 이어서 압하율60%의 냉간 압연을 실시하고, 나아가 재결정 온도 이상에서 어닐링하며, 혹은 전기한 냉간 압연을 실시한 후, 연속 용융 아연 도금 라인에 통과시켜, 라인내에 있는 어닐링로에서 재결정 온도 이상으로 어닐링하고, 냉각 과정중에 아연 도금을 실시해, 필요에 따라 합금화 처리를 하는 냉연 강판 또는 용융 아연 도금 냉연 강판을 제조하는 방법이다.

본 발명은 극저탄소 강에 첨가하는 원소로서 S량, Mn량, Nb량, Ti량 등을 규정하여, 특정의 탄류화물을 충분히 석출시켜 코일링 이전에 코일내의 고형 C량을 첨가 C량의 적어도 3할 이하로 감소시킴으로서 코일의 폭방향 및 길이방향의 끝 부분에 고형 C량이 다량으로 잔존하거나 미세탄화물이 석출하는 것에 따른 재질의 열화가 경감되도록 하여, 냉연 강판의 가공성을 현저하게 균일하게 하는 것이다. 이하에 첨가원소, 석출하는 탄류화물, 제조방법 등에 대해 상세히 서술한다.

우선, 본 발명에 있어 화학성분을 한정하는 이유를 설명한다.

C는 그 양이 증가함에 따라, 그것을 고정하기 위한 Nb, S 등의 탄류화물 형성 원소량을 증대시키지 않으면 안된다는 점에서 고비용이 들며, 또한 열연 코일의 끝부분에서 고형 C가 잔존하거나, 탄류화물 외에 TiC, NbC 등의 미세 탄화물이 입내에 많이 석출하기 때문에, 입자 성장성을 방해해 가공성이 열화한다. 따라서, C는 0.007% 이하로 하나, 바람직한 것은, 0.003% 이하가 좋다. 또, 진공 탈가스처리 비용의 관점에서 0.0005%를 하한으로 한다.

Si는 값싼 고강도화 원소로서 유효하므로, 목적하는 강도 레벨에 맞춰 활용한다. 단자, Si량이 0.8%를 넘으면 YP가 급격히 상승하여, 신장률이 저하하고, 도금성을 현저히 손상시키므로, 0.8% 이하로 한다. 용융 아연 도금용으로는, 도금성의 관점에서 0.3% 이하로 함이 바람직하다. 고강도(TS로 350MPa 이상)를 필요로 하지 않는 경우에는, 0.1% 이하가 더욱 바람직하다. 하한은 제강 코스트의 관점에서 0.005%로 한다.

Mn은 본 발명에서 아주 중요한 원소의 하나이다. 즉, Mn이 0.15%를 넘으면 MnS의 석출량이 증가하고, 결과적으로 S량이 적어져서 Nb 등의 함유 탄류화물의 석출량이 저하하므로, 예를 들어 고온의 코일링을 행하였다고 하더라도, 열연 코일의 끝부분에서는, 냉각속도가 빠르기 때문에 고용 C가 다량으로 잔존하거나, 미세 탄화물이 다수 석출하기 때문에 현저히 재질이 열화한다. 따라서, Mn은 0.15% 이하로 하며, 나아가서는 0.10% 미만으로 하는 것이 바람직하다. 한편, Mn을 0.01% 미만으로 하더라도 그다지 효과는 얻을 수 없고, 제강 코스트의 상승을 초래하므로 하한을 0.01%로한다.

P는 Si와 마찬가지로 값싼 고강도화 원소로서 목적하는 강도 레벨에 맞춰 적극적으로 활용한다. 그러나 P량이 0.2%를 넘으면 열간 혹은 냉간 가공시 균열의 원인이 되고, 2차 가공성도 현저하게 열화시키며, 또 용융 아연 도금의 합금화 속도를 현저하게 지연시키므로 0.2% 이하로 한다. 이상의 관점에서, 보다 바람직한 것은 0.08% 이하가 좋다. 높은 강도를 필요로 하지 않는 경우에는 0.03% 이하가 더욱 바람직하다.

S는, 본 발명에 있어서 아주 중요한 원소로, 그 첨가량을 0.004∼0.02%로 한다. S량이 0.004% 미만이 되면 Nb 등의 함유 탄류화물의 석출량이 충분하지 않고, 저온이 코일링한 때에는 물론이고, 예를 들어 고온에서 코일링 하여도 코일의 끝 부분에서는 고용 C가 다량으로 잔존하거나, NbC의 미세한 석출에 따라 어닐링시의 입자 성장성이 저해되어 가공성이 현저히 열화한다. S량이 0.02%를 넘으면 열간 균열이 생기기 쉽고, 또 Nb 등 함유 탄류화물의 석출보다도 MnS가 많이 석출하기 때문에 같은 문제가 생겨나, 가공성의 균일성이 확보되지 않는다. 0.004∼0.012%가 보다 바람직한 범위이다.

Al은 탈산제로서 적어도 0.005%를 첨가하는 것이 필요하다. 그러나, Al량이 0.1%를 넘으면 코스트의 향상을 초래할 뿐만 아니라 개재물의 증가를 가져와, 가공성을 열화시킨다.

N은 C와 마찬가지로 그의 증가와 함께 질화물 형성 원소인 Al을 증량시키지 않으면 안되는 점에서 코스트가 높아지게 되며, 석출물의 증가에 따라 연성의 열화를 초래하므로 적을수록 바람직하다. 따라서, N은 0.007% 이하로 한다. 바람직한 것은 0.003% 이하가 좋다.

Nb는 본 발명에 있어 가장 중요한 원소로서, Nb 함유 탄류화물(예를 들어 Nb₄C₂S₂)로 석출하는 외에, 열연판을 세립화하여, 딥 드로잉(deep drawing)성을 향상시킨다. 또, Nb 단독 첨가의 경우는 r 값의 이방성 △r도 0.2이하로 극히 작으며, 용융 아연 도금을 실시하는 경우에는 내파우더링성이 현저하게 향상한다. 따라서, Nb는 단독 첨가하는 경우 0.005∼0.1%의 범위에서 첨가한다. Nb가 0.005% 미만에서는 Nb 함유 탄류화물을 코일링 전에 석출할 수 없고, 또 0.1%를 넘는 양을 첨가하더라도 C를 고정하는 효과가 포화하는 것만이 아니라 연성이 현저하게 열화한다. 이상의 관점에서, Nb는 0.02∼0.05%의 범위가 바람직하다.

Ti는 단독 첨가하는 경우 0.01∼0.1%의 범위에서 첨가한다. Ti량이 0.01% 미만에서는 Ti 함유 탄류화물 Ti₄C₂S₂를 코일링 전에 석출할 수 없고, 또 0.1%가 넘는 양을 첨가하더라도 C를 고정하는 효과가 포화될뿐아니라 프레스 성형시 도금층의 내박리성(耐剝離性)을 확보하는 것이 곤란해진다. Ti₄C₂S₂를 충분히 석출시킨다고하는 관점에서, Ti량은 0.025%를 넘게 첨가하는 것이 바람직하다.

또, Ti는 S량과의 관계가 중요하여, Ti^*=Ti-3.42N으로 하였을 때 Ti^*/S1.5로 한다. Ti^*/S가 1.5미만에서는 Ti₄C₂S₂의 석출이 충분하지 않고, TiS나 MnS가 많이 석출하므로 열연후의 코일링 전에 C를 석출하는 것이 곤란해진다. 따라서, 열연 코일의 끝부분에서는, 코일링온도를 높이더라도 다량의 고용 C가 잔존하거나, 미세 탄화물이 석출하거나 하여 극단적인 재질의 열화를 초래한다. Ti^*/S는 2를 넘도록 하는 것이 바람직하며, 보다 한층 좋은 효과를 기대하는 경우에는 3 이상으로 하는 것이 바람직하다.

Nb와 Ti를 복합 첨가하는 경우는, Nb를 0.002∼0.05%의 범위에서, 또 Ti를 0.01∼0.1%의 범위에서 첨가한다.

Nb, Ti가 상기의 하한치 미만에서는 Nb-Ti 함유 탄류화물을 코일 코일링전에 석출시키는 것이 불가능하다. 한편 Nb 및 Ti의 양이 각각 0.05%를 넘으면 C를 고정하는 효과가 포화할 뿐만이 아니라 Nb의 경우는 연성이 현저히 열화하며, Ti의 경우는 프레스 성형시 도금층의 내박리성을 확보하는 것이 곤란해진다.

Ti 및 Nb를 함유하는 탄류화물을 충분히 석출시킨다고하는 관점에서는, Ti량은 0.02%를 넘게 첨가하는 것이 보다 바람직하다. 또, 도금성의 관점에서는, Ti량은 0.05% 이하로 하는 것이 더욱 바람직하다.

다음으로, 상기 화학성분에 있어, 탄류화물을 다량으로 석출하기 위해 K 값을 0.2 이하로, Ti 단독 첨가강의 경우에는 Ti^*/S를 0.15 이상으로 특정할 필요가 있다. 또 가공성의 균일성을 충분히 얻기 위해서는 Nb 첨가강이나 Nb-Ti 복합 첨가강의 경우에는 L 값을 0.7 이상으로 할 필요가 있다.

여기서, 각 강종에 대해, 가공성의 하나로서 r 값을 가지고, r 값의 코일링온도에 있어서 불규칙성의 상태와 K값 및 L값과의 관게를 조사하여, 제1도∼제3도에 나타내었다.

제1도는 Nb 단독 첨가의 극저탄소 강의 예이다. 이 예에서는, 표 1 및 표 2에 나타낸 강 성분을 사용하여, 각 강 종의 K값과 L값(평균치)를 횡축으로 하고, 표 3에서 나타낸 각 강 종의 코일링온도의 가장 높은 온도인 r값(r(high CT))와 가장 낮은 온도인 r값(r(low CT))의 차이를 코일링온도의 차이로 나눈 값을 100배 하여, 이 값을 종축으로 취하였다. 따라서, 이 값이 0에 가까울수록 코일링온도에 관계없이 거의 일정한 r값이 얻어진다는 것을 나타내므로(코일링온도 의존성이 적다), r값(가공성)의 균일화를 나타내고 있다.

제1(a)도에서는 K값이 0.2이하로서 종축의 값이 거의 0이 되어 있으며, 또 제1(b)도에서는 L값이 0.7이상으로 모두 거의 0에 집약되어 있다. 즉, K값을 0.2이하, L값을 0.7이상으로 함으로써 탄류화물의 석출이 현저해져, 코일링 이전에 고용 C가 감소하여 코일링온도가 어떠한지에 상관없이 r값은 일정케되며, 또 코일의 선단부, 중앙부, 말단부의 r값도 높아짐과 함께 그 값도 거의 일정하게 되어있다(표 5 참조).

이러한 현상은 Ti-Nb 복합 첨가의 경우에서도, 제2도에 나타내었듯이 같은 결과가 나타나고 있다. 제2도는 표 9 및 표 10의 화학 성분을 이용하여 표 11과 표 12의 결과를 표시한 것이다.

또, Ti 단독 첨가의 경우에도, 제3도에서 나타내었듯이 같은 결과를 나타내나, 이 경우는 Ti^*/S의 값이 1.5이상이면 코일링 이전에 Ti₄C₂S₂가 다량으로 석출하고 있는 것을 나타낸다. 이 예에서는 표 20∼표 30에 나타내었듯이, TiC의 석출량을 검출하고 있으나, 그 양은 극히 적고, 따라서 Ti₄C₂S₂가 다량으로 석출하여 고용 C가 거의 없다는 것을 나타내고 있다. 제3도는 표 17∼표 19의 화학성분을 이용하여, 표 20∼표 30의 결과를 도시한 것이다.

또 Nb 단독첨가의 예와 Nb-Ti 복합 첨가의 예를 r값의 절대치로 비교하면, 제4도에 나타내었듯이, Nb-Ti 복합 첨가의 경우가 r값이 상승하고 있어 복합 첨가의 효과가 확인된다.

상기 Nb 함유 또는 Ti-Nb 함유 탄류화물은, 기본적으로는 Ti₄C₂S₂의 Ti 위치의 몇 개를 Nb로 바꿔놓은 것이 되나, 원자비로 1Nb/S2, 1Nb/C2 범위의 조성비를 갖거나(예를 들면 Nb₄C₂S₂), 또는 원자비로 1Ti/Nb/9, 1(Ti+Nb)/S2, 1(Ti+N)/C2 범위의 조성비를 갖는다(예를 들면 (Ti₉Nb₁)₄C₂S₂).

또 이(C% as 탄류화물)은 다음과 같이 하여 구할 수 있다.

즉, 황산과 과산화수소수 등, 사이즈가 작은 탄화물 TiC, NbC를 거의 용해시키는 방법으로 석출물을 추출한다. 얻어진 잔사를 화학 분석에 이용해, Nb량을 측정(=N(g)로 한다)한다. Nb 함유 또는 Ti-Nb 함유 탄류화물이 상기와 같은 조성비 범위를 갖는 것에서, Nb량(=N)으로부터 어림잡아지는 최저의 C량을 (C% as 탄류화물)로 한다. 따라서, 샘플 전체의 추출량을 Z(g)로 하면, Nb 함유 탄류화물의 경우는 (C% as 탄화물)=N/2Z×12/93×100(%), Ti-Nb 함유 탄류화물의 경우는 (C% as 탄류화물)=N/Z×12/93×100(%)가 된다.

Ti 단독 첨가강의 경우, 저Mn화와 Ti^*/S 규정에 의해 Ti₄C₂S₂는 충분히 석출하므로 코일링 이전에 고용 C량은 극히 적어져 있으나, 미미하게 잔존하고 있는 고용 C가 코일링중에 탄화물로 석출하면 재질의 열화가 생겨난다. 즉 탄화물로서 석출하는 C가 0.0003% 보다 늘어나면, 미세 석출물이 증가하고, 어닐링 중 결정립의 성장이 억제되어 r값이 저하하므로, 필요에 맞춰 탄화물로서 석출하는 C를 0.0003% 이하로 한다. 이러한 관점에서, 직경 10nm 이하의 탄화물로서 석출하는 C는, 0.0001% 이하인 것이 바람직하며, 또, 20nm 이하의 탄화물로서 석출하는 C량은, 0.0002% 이하인 것이 바람직하다. 탄화물로서 석출하는 C량(=C%로 한다)은, 비수용매중에서 전해추출함으로써 얻어진 전석출물을 과학분석해, Ti 화합물로서 분석되어진 Ti량(=T%로 한다)에서 TiN으로 석출하는 Ti량(=Ti%로 한다) 및 Ti₄C₂S₂로 석출하는 Ti량(=T2%로 한다)을 뺀 Ti량에 의해 산출되어진다. 따라서, C=(T-T1-T2)/4가 된다. 여기서 T1은 T1=전N%×3.42로 주어지며, T2는, 추출잔사 중의 S 량(=S로 한다)을 분석함으로써, T2=S×3으로 주어진다.

또, 상기 (S% as MnS)는 다음과 같이 하여 구할 수 있다.

즉, 유화물이 거의 용해하지 않는 용매(예를 들면, 비수용매)에 의해 석출물을 전해추출한다. 얻어진 추출잔사를 화학분석에 이용하여, Mn량을 측정(=X(g)로 한다)한다. 이 때 샘플 전체의 전해량을 Y(g)로 하면, (S% as MnS)=X/Y×32/55×100(%)가 된다.

또, B는 입계를 강화하여 2차 가공성을 양호히 하므로, 본 발명 강의 성분으로서 필요에 맞춰 0.0001∼0.0030% 첨가한다. 0.0001% 미만의 첨가로는 그 효과가 미약하고, 또 0.0030%가 넘게 첨가하더라도 그 효과가 포화하여, 연성이 열화한다.

상기 성분을 얻기 위한 원료는 특별히 한정하지 않으나, 철광석을 원료로 하여, 고로, 전로에 의해 성분을 조제하는 방법 이외에, 스크랩(scrap)을 원료로 하여도 좋고, 이것을 전로에서 용해하여도 좋다. 스크랩을 원료의 전부 또는 일부로 사용하는 때에는, Cu, Cr, Ni, Sn, Sb, Zn, Pb, Mo 등의 원소를 함유하여도 좋다.

다음으로 본 발명의 냉연 강판을 제조하기 위한 방법에 대해 설명한다.

본 발명에서 사용하는 슬라브(slab)의 제조수단은 관계없다. 즉, 인고트(ingot)에서 제조한 슬라브나 연속주조 슬라브 또는 박(薄)슬라브 캐스터로 제조한 슬라브 등 어떠한 것이라도 좋다. 또 슬라브를 주조한 뒤에 곧바로 열간 압연을 행하는, 연속주조-직접압연의 직결 프로세스(CC-DR)를 이용하여도 좋다.

얻어진 슬라브는 통상 가열하나, 그 가열온도는 Ni 또는 Nb, Ti의 복합 첨가 강에서는 Ti 및 Nb 함유 탄류화물의 석출량을 되도록 늘리기 위해, 1250℃ 이하로 하는 것이 필수이다. 또, Ti 단독 첨가의 경우는 Ti₄C₂S₂의 석출량을 증가시키기 위해, 1200℃ 이하가 필수이다. 이상의 관점에서, 바람직한 것은 1150℃ 이하가 좋다. 가열온도의 하한은 마무리 온도를 확보한다는 관점에서 1000℃로 한다.

가열되어진 슬라브는 열간 압연기로 보내져, 마무리 온도(Ar3-100)℃∼1000℃의 범위에서 통상의 압연을 행한다. 예를 들어 조압연의 완성두께는 20∼40mm의 조바(粗 bar)를 완성압연의 총압하율 60∼95%에 따라 압연하여, 최소 판 두께 3∼6mm의 열연 판을 얻는다.

마무리 압연 종료 후, 코일링 한다.

본 발명에서는, 코일링온도가 낮더라도 가공성을 확보할 수 있다는 특징을 갖는다. 즉, 본 발명에서는, C의 석출이 열연의 가공시∼열연 후의 냉각까지의 과정에서 Nb 함유 탄류화물로써 충분히 석출이 종료하고 있어, 고온 코일링을 하더라도 재질이 현저히 향상하는 일은 없고, 또 저온 코일링을 하더라도 코일 끝부분의 재질의 열화는 없다. 따라서, 코일링은 조업상의 적당한 온도에서 행하면 되며, 고온측에서는 800℃의 온도를, 또한 저온측에서는 실온을 채용할 수 있다. 즉, 본 발명의 강판은 코일링온도에 의존하지 않는 것이다. 고온측에서 800℃로 한정한 것은 800℃를 넘게 되면 열연 판의 결정립이 조대화하거나, 표면의 산화 스케일이 두껍게 되어, 산세척의 코스트가 증가되기 때문이다.

또 저온측에서 실온까지로 한 것은 실온 미만에서 코일링하면, 코일링작업에 과잉한 설비가 필요하게 될 뿐으로 다른 특별한 효과는 없기 때문이다.

그렇지만, 본 발명강의 경우, 코일링온도가 높으면 근소하게 잔존해있던 고용 C가 미세 탄화물로서 석출하거나, P의 화합물이 석출하거나 하여, 재질은 오히려 열화하는 경향이 있다. 따라서, 이와 같이 재질향상을 의도하는 경우는 코일링은 650℃ 이하의 온도에서 행하는 것이 바람직하다. 이들 유해한 화합물의 석출을 완전히 피하기 위해서는, 500℃ 이하의 온도에서 코일링한다. 나아가, 코일링 후에 실온 부근까지 온도를 내리는 시간을 단축할 필요가 있는 경우에는, 열연강 코일을 급냉하여 100℃ 이하에서 코일링하는 것이 바람직하다. 이러한 저온 코일링에 의해, 제조 코스트의 삭감이 꾀해질 수 있다는 것은 말할 필요도 없다.

다음으로, 상기 코일링 코일은 냉간 압연기에 공급된다. 냉간 압연의 압하율은 딥 드로잉성을 확보한다고 하는 관점에서 60% 이상으로 한다. 압하율의 상한은 냉간 압연기에의 부담이 커질 뿐으로, 별다른 효과를 얻을 수 없다는 이유에서 98%로 한다.

냉간 압연강 코일은 연속어닐링로에 보내어져, 가공성을 확보하기 위해 재결정 온도 이상, 다시 말해 700∼900℃의 온도범위에서 30∼90초 어닐링 되어진다.

냉간 압연강 코일을 아연 도금 처리하는 경우는 연속 어닐링로, 냉각 설비, 도금조를 갖는 연속 용융 아연 도금 라인에 상기 강 코일을 통과시킨다. 강 코일은 도금 라인의 어닐링로에서 최고도달온도를 750∼900℃의 온도범위로 하도록 가열되어, 그 냉각과정에서, 도금성, 도금 밀착성의 관점에서 420∼500℃의 온도범위로 아연 도금조에 침지되어 도금이 실시된다.

도금 처리후, 도금막의 합금화 처리를 행하기 위해 가열로로 보내, 400∼600℃의 온도범위에서, 1∼30초의 합금화 처리를 행한다. 400℃ 미만에서는 합금화 반응이 너무 늦어서 생산성을 떨어뜨릴뿐만이 아니라 내식성, 용접성이 열악해지며, 600℃를 넘게되면 내도금 박리성이 악화된다. 보다 밀착성이 우수한 도금층을 얻기 위해서는, 480∼550℃의 범위에서 합금화를 행하는 것이 좋다.

연속 어닐링이나 연속 용융 아연 도금 라인에 있어 가열 속도는 특별히 한정되는 것이 아니라, 통상의 속도로도 좋으며, 1000℃/s 이상의 초급속 가열을 행하여도 좋다.

또, 용융 아연 도금 이외에도 전기 도금 등 여러가지 표면처리를 행해도 좋다.

이하에 본 발명을 실시예를 가지고 상세히 기술하겠다.

[실시예 1]

표 1, 표 2(표 1에 이어서 계속)에 나타낸 화학성분을 갖는 Nb 첨가 탄소강을 전로에서 출강하여, 연속주조기에서 슬라브로 한 후, 1140℃로 가열하여, 마무리 온도가 925℃, 판 두께가 4.0mm가 되도록 열연 압연을 행한다. 런 아웃 테이블(run out table)에서의 평균 냉각 속도는 약 30℃/s로서, 그 후, 표 3, 표 4(표 3에 이어서 계속)에 나타낸 것과 같은 여러가지의 코일링온도로 코일에 코일링하였다. 이 열연 코일의 길이 방향 중심부에서 시료를 잘라내어, 이하와 같은 처리를 하였다. 즉, 실험실에서 산세척 후 0.8mm까지 냉간 압연을 행하고, 연속 어닐링 상당의 열처리를 실시하였다. 어닐링 조건은, 어닐링 온도 : (표 3, 표 4중에 나타냄), 균열 : 60s, 냉각 속도 : 어닐링 온도에서 680℃까지 약 5℃/s, 680℃∼실온까지는 약 65℃/s로 하였다. 그 후, 0.7%의 압하율로 조질 압연을 행하여, 인장 시험에 이용하였다. 인장 시험 및 평균 랑크포드값(이하 r값)의 측정은, JIS 5호 시험편을 이용하여 행하였다. 또, r값은 신장률15%로 평가하여, 압연 방향(L방향), 압연 방향에 수직인 방향(C방향), 및 압연방향에 대하여 45°방향(D방향)의 값을 측정하여, 아래의 식에 따라 산출하였다.

시험결과를 표 3, 표 4에 종합하여 나타낸다.

표 3, 표 4에서 밝혀졌듯이, 본 발명의 성분을 갖는 강에서는, 800℃ 이하의 온도에서 코일링하므로써, 우수한 재질이 얻어진다는 것을 알 수 있다. 특히 Mn량이 낮고 C에 대하여 Nb가 충분히 첨가되어 있어, 어닐링온도도 높은 C, G, K에서는 코일링온도가 낮아지고, 미세 탄화물로서 석출하는 C량이 적어지면 아주 우수한 재질이 얻어진다. 이에 대해 비교강에서는 저온코일링에서는 재질이 열악해지는 것이 드러난다.

[실시예 2]

실시예 1과 같은 조건으로 제조한 표 1, 표2의 강 B, C, D, G, H, J, L, N, R, T의 열연 코일의 길이 방향에 있어서 선단(코일 내주)부(최선단으로부터 10m의 위치), 및 중앙부, 나아가 말단(코일 외주)부(최말단에서 10m 위치)에서 열연 판을 잘라내었다. 열연 코일의 전장은 약 240m였다. 그 후, 실시예 1과 같은 조건에서 냉연, 어닐링, 조질 압연한 냉연 강판(열연으로 4mm 두께로 한 후 냉연으로 0.8mm 두께)를 이용하여 냉연 코일 길이 방향에서의 재질 특성을 조사하였다.

검사결과를 표 5, 표 6(표 5에 이어서 계속)에 종합하여 나타내었다.

표 5, 표 6에서 밝혀졌듯이, 본 발명의 범위에 따라 제조된 강은, 코일의 중앙부는 물론이고, 끝부분 10m에 있어서도 뛰어난 특성을 나타내고 있다. 이에 대하여 비교강의 경우에는, 코일 끝부분이 되면 재질이 현저하게 열화하며, 또한 저온 코일링의 경우에는, 코일 전장에 걸쳐 재질이 열악하게 되었다. 이러한 경향이 끝부분으로 갈수록 현저해지는 것은 명백하다.

[실시예 3]

표 1, 표 2의 강 C, Q(실제 장치 출강 슬라브)를 이용하여 냉연, 어닐링 후의 재질 특성에 미치는 열연 가열 온도의 영향에 대해 조사하였다. 즉, 슬라브를 실제 장치에서 1100∼1350℃로 가열하여, 마무리 온도가 940℃, 판 두께가 4.0mm가 되도록 열간 압연을 행하였다. 런 아웃 테이블에서의 평균 냉각 속도는 약 40℃/s로서, 그 후 620℃에서 코일에 코일링하였다. 코일의 전장은 약 200m였다. 이 코일에서 실시예 2와 같은 위치에서 샘플을 잘라내어, 산세척후 0.8mm까지 냉간 압연을 행해, 계속해서 실험실에서 연속 어닐링 상당의 열처리를 실시하였다. 어닐링 조건은, 어닐링온도 : 810℃, 균열 : 50s, 냉각속도 : 실온까지 약 60℃/s로 하였다. 그 후, 0.8%의 압하율로 조질 압연을 행하여, 인장 시험에 이용하였다.

시험 결과를 표 7에 종합하여 나타낸다.

표 7에서 밝혀졌듯이, 본 발명의 범위에 따라 제조되어진 강은, 열연 코일의 중앙부는 물론이고, 그 끝부분에 있어서도, 냉연, 어닐링후의 재질이 우수하다. 이에 대하여, 가열온도가 1250℃를 넘는 경우에는, 코일 끝부분에서, 냉연, 어닐링후의 재질이 현저히 열화하였다.

[실시예 4]

표 1, 표 2 중의 강 B, D, G, J, L, N, R, T를 이용하여 실시예 1과 같은 조건에서 열간 압연을 실시(코일링온도 : 730℃), 이어서 실기에서 산세척 후, 압하율 80%의 냉간 압연을 행해, 라인내 어닐링 방식의 연속 용융 아연 도금 라인에 통과시켰다. 이때 최고 가열 온도 800℃에서 가열 후 냉각하여, 470℃에서 관용의 용융 아연 도금을 행하고(욕중 Al 농도는 0.12%), 새로이 가열하여 560℃에서 약 12초간의 합금화 처리를 하였다. 다시 0.8%의 조질 압연을 실시하여, 기계적 성질, 도금 밀착성을 평가하였다.

얻어진 결과를 표 8에 종합하여 나타낸다.

여기서, 도금 밀착성은 180°밀착 굽힘을 행하여, 아연 피막의 박리 상황을 굽힘 가공부에 점착 테이프를 접착한 후, 이를 벗겨서 테이프에 부착한 박리 도금량으로 판정하였다. 평가는 후술한 5단계로 하였다.

1 : 박리 대, 2 : 박리 중, 3 : 박리 소, 4 : 박리 미량, 5 : 박리 없음

표 8에서 밝혀졌듯이, 본 발명의 범위에 따라 제조되어진 합금하 용융 아연 도금 강판은, 코일의 부위에 관계 없이 우수한 특성을 나타내고 있다. 이에 대해 비교강에서는, 코일의 부위에 따른 가공성의 불규칙함이 컸다.

[실시예 5]

표 9 및 표 10(표 9에 이어서 계속)에 나타낸 화학성분을 갖는 Ti, Nb 첨가 극저탄소 강을 전로에서 출강하여, 연속 주조기에서 슬라브로 한 후, 1200℃로 가열하여, 마무리 온도가 920℃, 판 두께가 4.0mm가 되도록 열간 압연을 행하였다. 런 아웃 테이블(run out table)에서의 평균 냉각 속도는 약 40℃/s로서, 그 후, 표 3 및 표 4(표 2의 계속)에서 나타낸 것과 같은 여러 가지 코일링온도에서 코일에 코일링하였다.

이 열연 코일의 길이 방향 중심부에서 시료를 잘라내어, 이하와 같은 처리를 행하였다. 즉, 실험실에서 산세척한 후 0.8mm까지 냉간 압연을 행하고, 연속 어닐링 상당의 열처리를 실시하였다. 어닐링조건은, 어닐링온도 : 810℃, 균열 : 50s, 냉각속도 : 어닐링온도에서 680℃까지 약 4℃/s, 670℃∼실온까지는 약 70℃/s로 하였다. 그 후, 0.8%의 압하율로 조질 압연을 행해, 인장시험에 이용하였다. 인장시험 및 평균 랑크포드값(이하 r값)의 측정은, JIS 5호 시험편을 이용하여 행하였다. 또, r값은 신장률 15%로 평가하고, 압연방향(L방향), 압연방향에 수직인 방향(C방향), 및 압연방향에 대해 45°방향(D방향)의 값을 측정하여, 아래의 식에 따라 산출하였다.

시험결과를 표 11 및 표 12에 종합하여 나타낸다.

표 11 및 표 12에서 밝혀졌듯이, 본 발명의 성분을 갖는 강에서는, 800℃이하의 온도에서 코일링하므로써, 우수한 재질이 얻어진다는 것을 알 수 있다. 특히, Mn량이 낮고, C에 대해 Nb, Ti가 충분히 첨가되어져 있는 A, B, F, K에서는, 코일링온도가 낮아지고, 미세 탄화물로서 석출하는 C량이 적어지면 아주 우수한 재질이 얻어진다. 이에 대해 비교강에서는, 저온 코일링에서는 재질이 열악해진다는 것이 명확하다.

[실시예 6]

실시예 5와 같은 조건에서 제조한 표 9 및 표 10의 강 A, B, D, F, I, L, M, N, R, S의 열연 코일의 길이방향에서의 선단(코일 내주)부(최선단으로부터 10m 위치) 및 중앙부 나아가 말단(코일 외주)부(최말단에서 10m의 위치)에서 열연 판을 잘라내었다. 열연 코일의 전장은 약 240m였다. 그후, 실시예 5와 같은 조건에서 냉연, 어닐링, 조질압연을 실시한 냉연 강판(열연에서 4mm 두께로한 후 냉연에서 0.8mm 두께로 함)을 이용하여 냉연 코일의 길이 방향에 있어 재질특성을 조사하였다. 시험결과를 표 13에 종합하여 나타낸다.

표 13에서 밝혀졌듯이, 본 발명의 범위에 따라 제조되어진 강은, 코일의 중앙부는 물론이고, 그 끝부분 10m에 있어서도 우수한 특성을 보이고 있다. 이것에 대해 비교강의 경우에는, 코일의 끝부분이 되면 재질이 현저하게 열화하며, 또한 저온 코일링의 경우에는, 코일 전장에서 재질이 열악해졌다. 이 경향이 끝부분이 될수록 현저해지는 것은 명백하다.

[실시예 7]

표 9 및 표 10의 강 B, K(실제 장치 출강 슬라브)을 이용하여 냉연, 어닐링후의 재질특성에 미치는 열연가열온도의 영향에 대해 조사하였다. 즉, 슬라브를 실제 장치에서 1100∼1350℃로 가열하여, 마무리 온도 940℃, 판두께가 4.0mm가 되도록 열간압연을 행하였다. 런 아웃 테이블에서의 평균냉각속도는 약 30℃/s이며, 그 후 620℃에서 코일에 코일링하였다. 코일의 전장은 약 200m였다. 이 코일에서 실시예 2와 같은 위치에서 샘플을 잘라내어, 산세척후 0.8mm까지 냉간 압연을 행하여, 계속해서 실험실에서 연속 어닐링 상당의 열처리를 행하였다. 어닐링조건은, 어닐링온도 : 790℃, 균열 : 60s, 냉각속도 : 실온까지 약 60℃/s로 하였다. 그 후, 0.8%의 압하율로 조질압연을 행하여, 인장시험에 이용하였다. 시험 결과를 표 14에 종합하여 나타낸다.

표 14에서 밝혀졌듯이, 본 발명의 범위에 따라 제조되어진 강은, 열연 코일의 중앙부는 물론, 그 끝부분에 있어서도 냉연, 어닐링 후의 재질이 우수하다. 이에 대해, 가열온도가 1250℃를 넘는 경우에는, 코일의 끝부분에서 냉연 어닐링 후의 재질이 현저히 열화하였다.

[실시예 8]

표 9 및 표 10의 강 A, E, G, I, L, M, Q, T를 이용하여 실시예 5와 같은 조건에서 열간 압연을 실시(코일링온도 : 450℃)하고, 계속해서 실제 장치에서 산세척하여, 압하율 80%의 냉간 압연을 행하여, 라인내 어닐링 방식의 연속 용융 아연 도금 라인에 통과하였다. 이때 최고 가열 온도 820℃에서 가열 후 냉각하여, 470℃에서 관용의 용융 아연 도금을 행하고(욕중 Al 농도는 0.12%), 새로이 가열하여 550℃에서 약 15초간의 합금화처리를 행하였다. 또한 0.7%의 조질 압연을 실시하여, 기계적 성질, 도금 밀착성을 평가하였다. 얻어진 결과를 표 15에 나타낸다.

여기서, 도금밀착성은 180°밀착 굽힘을 행하여, 아연 피막의 박리 상황을 굽힘 가공부에 점착 테이프를 접착시킨 후, 이를 벗겨내어 테이프에 부착한 박리 도금량으로 판정하였다. 평가는, 하기의 5단계로 하였다.

1:박리 대, 2:박리 중, 3:박리 소, 4:박리 미량, 5:박리 없음

표 15에서 밝혀졌듯이, 본 발명의 범위에 따라 제조되어진 합금화 용융 아연 도금 강판은, 코일의 부위에 상관 없이 우수한 특성을 나타낸다. 이에 대해 비교강에서는, 코일의 부위에 따른 가공성의 불규칙함이 컸다. 또, 강 M과 같이 Nb의 함유량이 낮은 경우에는 도금밀착성도 열화한다.

[실시예 9]

표 16, 표 17(표 16의 계속-1), 표 18(표 16의 계속-2) 및 표 19(표 16의 계속-3)에 나타낸 화학성분을 갖는 Ti 첨가 극저탄소 강을 전로에서 출강하여, 연속 주조기에서 슬라브로 한 후, 표 20, 표 22(표 20의 계속-2), 표 25(표 20의 계속-5) 및 표 28(표 20의 계속-8)에 나타낸 것과 같은 조건으로 열간 압연을 행하여, 그 후 여러 가지 코일링온도에서 코일에 코일링하였다. 이 코일의 길이방향 중심부로부터 시료를 잘라내어, 이하와 같은 처리를 행하였다. 즉, 실험실에서 산세척 후 0.8mm까지 냉간 압연을 행하고, 연속 어닐링상당의 열처리를 실시하였다. 어닐링조건은 표 20, 표 23(표 20의 계속-3), 표 26(표 20의 계속-6) 및 표 29(표 20의 계속-9)에 나타낸다. 그 후, 표 21(표 20의 계속-1), 표 24(표 20의 계속-4), 표 27(표 20의 계속-7) 및 표 30(표 20의 계속-10)에 나타낸 압하율로 조질 압연을 행하고, 인장 시험에 이용하였다. 여기서, 인장 시험 및 평균 랑크포드값(이하 r값)의 측정은, JIS 5호의 시험편을 이용하여 행하였다. r값은 신장률 15%로 평가하고, 압연 방향(L방향), 압연 방향에 수직인 방향(C방향) 및 압연방향에 대하여 45°방향(D방향)의 값을 측정하여, 아래의 식에 의해 산출하였다.

시험결과를 표 21, 표 24, 표 27 및 표 30에 종합하여 나타낸다.

표 20∼표 30에서 밝혀졌듯이, 본 발명의 성분을 갖는 강에서는, 800℃이하의 온도에서 코일링함으로써, 우수한 재질이 얻어진다는 것을 알 수 있다. 특히, 코일링온도가 낮아지고, 탄화물로서 석출하는 C량이 0.0003% 이하가 되면, 아주 우수한 재질이 얻어진다. 이에 대하여 비교강에서는, 저온 코일링에서는 재질이 열악해진다는 것이 밝혀졌다.

[실시예 10]

표 31 및 표 33(표 31의 계속-2)에 나타낸 것과 같은 조건에서 제조한 표 16∼표 19의 강 No, 1, 2, 3, 4, 5, 6, 7, 10, 12, 13, 18, 20의 냉연 강판(열연으로 4mm 두께로 한 후, 냉연에서 0.8mm 두께로 한 것)을 이용하여 냉연 코일의 길이방향에 있어서의 재질특성을 조사하였다.

시험결과를 표 32(표 31의 계속-1) 및 표 34(표 31의 계속-3)에 종합하여 나타낸다.

표 31∼표 34에서 밝혀졌듯이, 본 발명의 범위에 따라 제조된 강은, 코일의 중앙부는 물론이고, 그 끝부분 10mm에 있어서도 우수한 특성을 나타내고 있다. 이에 대해 비교강의 경우에는, 코일의 끝부분으로 갈수록 재질이 현저하게 열화하며, 또 저온 코일링의 경우에는, 코일의 전장에서 재질이 열악해졌다. 이 경향이 끝부분에 갈수록 현저해지는 것은 명백하다.

[실시예 11]

표 16∼표 19의 시료 2, 4, 11, 19(실제 장치 출강 슬라브)을 이용하여 냉연 어닐링 후의 재질 특성에 미치는 열연 가열 온도의 영향에 대하여 조사하였다. 즉, 슬라브를 실제 장치에서 1000∼1300℃로 가열하여, 마무리 온도 940℃에서, 판 두께가 4.0mm가 되도록 열간 압연을 행하였다. 런 아웃 테이블에서의 평균 냉각 속도는 20℃/s이며, 그 후 690℃에서 코일에 코일링하였다. 코일의 전장은 약 200m였다. 이 코일에서 실시예 5와 동일한 위치에서 시편을 잘라내어, 산세척후 0.8mm까지 냉간 압연을 행하고, 계속해서 실험실에서 연속 어닐링 상당의 열처리를 행하였다. 어닐링 조건은, 어닐링온도 : 790℃, 균열 : 50s, 냉각속도:실온까지 60℃/s로 하였다. 그 후, 1.0%의 압하율로 조질 압연을 행하여, 인장시험에 이용하였다.

시험결과를 표 35 및 표 36(표 35의 계속)에 종합하여 나타낸다.

표 35 및 표 36에서 밝혀졌듯이, 본 발명의 범위에 따라 제조되어진 강은, 열연 코일의 중앙부는 물론이고, 그 끝부분에서도 냉연 어닐링후의 재질이 우수하다. 이에 대해, 가열온도가 1200℃를 넘는 경우에는, 코일 끝부분에서 냉연 어닐링후의 재질이 현저히 열화하였다.

[실시예 12]

표 16∼표 19 중의 강 No, 4, 5, 11, 12, 22, 23을 이용하여 표 37에 나타낸 조건으로 열간 압연을 실시하고, 계속해서 실기에서 산세척하여, 압하율 80%의 냉간 압연을 행하고, 라인내 어닐링방식의 연속 용융 아연 도금 라인에 통과하였다. 이 때의 도금 조건을 표 37에 나타낸다. 마찬가지로 표 37에 나타내어진 압연률로 조질 압연을 실시한 후, 기계적 성질, 도금밀착성을 평가하였다. 얻어진 결과를 표 23(표 22의 계속)에 나타낸다.

여기서, 도금밀착성은 180℃ 밀착굽힘을 행하여, 아연피막의 박리상황을 굽힘 가공부에 점착 테이프를 접착시킨 후, 이를 벗겨내어 테이프에 부착한 박리 도금량으로 판정하였다. 평가는, 다음의 5단계로 하였다.

1:박리 대, 2:박리 중, 3:박리 소, 4:박리 미량, 5:박리 없음

표 37 및 표 38에서 밝혀졌듯이, 본 발명의 범위에 따라 제조되어진 합금화 용융 아연 도금 강판은 코일의 부위에 상관 없이 우수한 특성을 나타내고 있다. 이에 대해 비교강은, 코일의 부위에 따른 가공성의 불규칙함이 컸다.

이상과 같이, 본 발명에 의하면 열연후의 코일링온도를 저온화할 수 있고, 게다가 코일의 길이 방향 및 폭 방향에서 균일하게 우수한 재질이 얻어져, 종래에는 잘라서 폐기되었던 코일의 끝부분을 제품으로 하는 것이 가능하다. 또, 본 발명에 포함되는 고강도 냉연 강판을 자동차용으로 적용했을 경우에는, 판 두께를 경감시킬 수가 있어서, 연비의 향상을 가져와 근래 커다란 문제가 되어있는 지구 환경 문제에도 공헌할 수 있게되므로 그 가치는 크다.

Claims (16)

1. 중량%로, C : 0.0005∼0.007%, Mn : 0.01∼0.15%, Si : 0.005∼0.8%, Al : 0.005∼0.1%, P : 0.2% 이하, S : 0.004∼0.02%, N : 0.007% 이하, Nb : 0.005∼0.1%를 함유하고, 나머지 부분은 철 및 불가피한 불순물로 이루어지며, 함유 S량과 MnS로서 석출하는 S량과의 비율 : K=(S% as MnS)/(함유 S량)이 0.2 이하이며, 또 함유 C량과 Nb함유 탄류화물로서 석출하는 C량과의 비율 : L=(C% as 탄류화물)/(함유 C량)이 0.7 이상인 성분과 조직을 가지는 가공성의 균일성이 우수한 냉연 강판.
2. 중량%로, C : 0.0005∼0.007%, Mn : 0.01∼0.15%, Si : 0.005∼0.8%, Al : 0.005∼0.1%, P : 0.2% 이하, S : 0.004∼0.02%, N : 0.007% 이하, Nb : 0.002∼0.05%, Ti : 0.01∼0.1%를 함유하고, 나머지 부분은 철 및 불가피한 불순물로 이루어지며, 함유 S량과 MnS로서 석출하는 S량과의 비율 : K=(S% as MnS)/(함유 S량)이 0.2 이하이며, 또 함유 C량과 Nb함유 탄류화물로서 석출하는 C량과의 비율 : L=(C% as 탄류화물)/(함유 C량)이 0.7 이상인 성분과 조직을 가지는 가공성의 균일성이 우수한 냉연 강판.
3. 중량%로, C : 0.0005∼0.007%, Mn : 0.01∼0.15%, Si : 0.005∼0.8%, Al : 0.005∼0.1%, P : 0.2% 이하, S : 0.004∼0.02%, N : 0.007% 이하, Nb : 0.005∼0.1%, B : 0.0001∼0.0030%를 함유하고, 나머지 부분은 철 및 불가피한 불순물로 이루어지며, 함유 S량과 MnS로서 석출하는 S량과의 비율 : K=(S% as MnS)/(함유 S량)이 0.2 이하이며, 또 함유 C량과 Nb함유 탄류화물로서 석출하는 C량과의 비율 : L=(C% as 탄류화물)/(함유 C량)이 0.7 이상인 성분과 조직을 가지는 가공성의 균일성이 우수한 냉연 강판.
4. 중량%로, C : 0.0005∼0.007%, Mn : 0.01∼0.15%, Si : 0.005∼0.8%, Al : 0.005∼0.1%, P : 0.2% 이하, S : 0.004∼0.02%, N : 0.007% 이하, Ti : 0.01∼0.1%이고 Ti^*=Ti-3.42N으로 하였을 때 Ti⁸/S1.5를 만족시키는 범위에서 함유하고, 나머지 부분은 철 및 불가피한 불순물로 이루어지며, 나아가 함유 S량과 MnS로서 석출하는 S량과의 비율 : K=(S% as MnS)/(함유 S량)이 0.2 이하인 성분과 조직을 가지는 가공성의 균일성이 우수한 냉연 강판.
5. 중량%로, C : 0.0005∼0.007%, Mn : 0.01∼0.15%, Si : 0.005∼0.8%, Al : 0.005∼0.1%, P : 0.2% 이하, S : 0.004∼0.02%, N : 0.007% 이하, Ti : 0.01∼0.1%, B : 0.0001∼0.0030%이고 Ti^*=Ti-3.42N으로 하였을 때 Ti⁸/S1.5를 만족시키는 범위에서 함유하고, 나머지 부분은 철 및 불가피한 불순물로 이루어지며, 나아가 함유 S량과 MnS로서 석출하는 S량과의 비율 : K=(S% as MnS)/(함유 S량)이 0.2 이하인 성분과 조직을 가지는 가공성의 균일성이 우수한 냉연 강판.
6. 중량%로, C : 0.0005∼0.007%, Mn : 0.01∼0.15%, Si : 0.005∼0.8%, Al : 0.005∼0.1%, P : 0.2% 이하, S : 0.004∼0.02%, N : 0.007% 이하, Ti : 0.01∼0.1%이고 Ti^*=Ti-3.42N으로 하였을 때 Ti⁸/S1.5를 만족시키는 범위에서 함유하고, 나머지 부분은 철 및 불가피한 불순물로 이루어지며, 나아가 함유 S량과 MnS로서 석출하는 S량과의 비율 : K=(S% as MnS)/(함유 S량)이 0.2 이하이고, 탄화물로서 석출하는 C량이 0.0003% 이하인 성분과 조직을 가지는 가공성의 균일성이 우수한 냉연 강판.
7. 중량%로, C : 0.0005∼0.007%, Mn : 0.01∼0.15%, Si : 0.005∼0.8%, Al : 0.005∼0.1%, P : 0.2% 이하, S : 0.004∼0.02%, N : 0.007% 이하, Nb : 0.005∼0.1%를 함유하고, 나머지 부분은 철 및 불가피한 불순물로 이루어지는 강판을 1250℃ 이하의 온도에서 가열하는 단계; 가열되어진 상기 강판을 (Ar₃-100)℃ 이상의 마무리 온도에서 열간 압연을 시행하는 단계; 열연되어진 강 코일을 800℃∼실온의 온도범위에서 코일링을 행하는 단계; 상기 열연 강 코일을 60% 이상의 압하율로 냉간 압연을 시행하는 단계; 계속해서 상기 냉연 강 코일을 재결정 온도 이상에서 어닐링하는 단계 ;로 이루어지는 가공성의 균일성이 우수한 냉연 강판의 제조방법.
8. 제7항에 있어서, 중량%로, Nb : 0.002∼0.05% 및 Ti : 0.01∼0.1%를 함유하고, 함유 S량과 MnS로서 석출하는 S량과의 비율 : K=(S% as MnS)/(함유 S량)이 0.2 이하이며, 또 함유 C량과 Nb함유 탄류화물로서 석출하는 C량과의 비율 : L=(C% as 탄류화물)/(함유 C량)이 0.7 이상인 성분과 조직을 가지는 강판을 출발재로 하는 냉연 강판의 제조방법.
9. 제7항 또는 제8항에 있어서, B : 0.0001∼0.0030%를 함유하고, 함유 S량과 MnS로서 석출하는 S량과의 비율 : K=(S% as MnS)/(함유 S량)이 0.2 이하이며, 또 함유 C량과 Nb함유 탄류화물로서 석출하는 C량과의 비율 : L=(C% as 탄류화물)/(함유 C량)이 0.7 이상인 성분과 조직을 가지는 강판을 출발재로 하는 냉연 강판의 제조방법.
10. 제7항, 제8항 또는 제9항에 기재된 성분을 함유하고, 함유 S량과 MnS로서 석출하는 S량과의 비율 : K=(S% as MnS)/(함유 S량)이 0.2 이하이며, 또 함유 C량과 Nb 함유 탄류화물로서 석출하는 C량과의 비율 : L=(C% as 탄류화물)/(함유 C량)이 0.7 이상인 성분과 조직을 가지는 강판을 1250℃ 이하의 온도에서 가열하는 단계; 가열되어진 강판을 (Ar₃-100)℃ 이상의 마무리 온도에서 열간 압연을 시행하는 단계; 열연되어진 강 코일을 800℃∼실온의 온도범위에서 코일링을 행하는 단계; 상기 열연 강 코일을 60% 이상의 압하율로 냉간 압연을 시행하는 단계; 상기 냉연 강 코일을 어닐링로, 냉각장치, 용융 아연 도금조로 구성된 연속 용융 아연 도금 라인에 공급하여, 상기 강 코일을 재결정 온도 이상에서 어닐링한 후, 해당 온도에 따라 냉각하는 도중에 도금을 실시하는 단계로 이루어지는 가공성의 균일성이 우수한 용융 아연 도금 냉연 강판의 제조방법.
11. 제10항에 있어서, 아연 도금을 실시한 후, 400∼600℃의 온도 범위에서 합금화 처리를 행하는 용융 아연 도금 냉연 강판의 제조방법.
12. 중량%로, C : 0.0005∼0.007%, Mn : 0.01∼0.15%, Si : 0.005∼0.8%, Al : 0.005∼0.1%, P : 0.2% 이하, S : 0.004∼0.02%, N : 0.007% 이하, Ti : 0.01∼0.1%이고 Ti^*=Ti-3.42N로 했을 때 Ti^*/S1.5를 만족하는 범위에서 함유하고, 나머지 부분은 철 및 불가피한 불순물로 이루어지고, 함유 S량과 MnS로서 석출하는 S량과의 비율 : K=(S% as MnS)/(함유 S량)이 0.2 이하이며, 또 함유 C량과 Nb함유 탄류화물로서 석출하는 C량과의 비율 : L=(C% as 탄류화물)/(함유 C량)이 0.7 이상인 성분과 조직을 가지는 강판을 1250℃ 이하의 온도에서 가열하는 단계; 가열되어진 상기 강판을 (Ar₃-100)℃ 이상의 마무리 온도에서 열간 압연을 시행하는 단계; 열연되어진 강 코일을 800℃∼실온의 온도범위에서 코일링을 행하는 단계; 상기 열연 강 코일을 60% 이상의 압하율로 냉간 압연을 시행하는 단계; 계속해서 상기 냉연 강 코일을 재결정 온도 이상에서 어닐링하는 단계로 이루어지는 가공성의 균일성이 우수한 냉연 강판의 제조방법.
13. 제12항에 있어서, 중량%로, B : 0.0001∼0.0030%를 함유하는 강판을 출발재로 하는 냉연 강판의 제조방법.
14. 제12항 또는 제13항에 기재된 성분을 함유하고, 함유 S량과 MnS로서 석출하는 S량과의 비율 : K=(S% as MnS)/(함유 S량)이 0.2 이하이며, 또 함유 C량과 Nb 함유 탄류화물로서 석출하는 C량과의 비율 : L=(C% as 탄류화물)/(함유 C량)이 0.7 이상인 성분과 조직을 가지는 강판을 1250℃ 이하의 온도에서 가열하는 단계; 가열되어진 상기 강판을 (Ar₃-100)℃ 이상의 마무리 온도에서 열간 압연을 시행하는 단계; 열연되어진 강 코일을 800℃∼실온의 온도범위에서 코일링을 행하는 단계; 상기 열연 강 코일을 60% 이상의 압하율로 냉간 압연을 시행하는 단계; 상기 냉연 강 코일을 어닐링로, 냉각장치, 용융 아연 도금조로 구성된 연속 용융 아연 도금 라인에 공급하고, 상기 강 코일을 재결정 온도 이상에서 어닐링한 후, 해당 온도에 따라 냉각하는 도중에 도금을 실시하는 단계로 이루어지는 가공성의 균일성이 우수한 용융 아연 도금 강판의 제조방법.
15. 제14항에 있어서, 아연 도금을 시행한 후, 400∼600℃의 온도범위에서 합금화 처리를 시행하는 용융 아연 도금 냉연 강판의 제조방법.
16. 중량%로, C : 0.0005∼0.007%, Mn : 0.01∼0.15%, Si : 0.005∼0.8%, Al : 0.005∼0.1%, P : 0.2% 이하, S : 0.004∼0.02%, N : 0.007% 이하, Nb : 0.002∼0.05%, Ti : 0.01∼0.1%, B : 0.0001∼0.0030%를 함유하고, 나머지 부분은 철 및 불가피한 불순물로 이루어지며, 함유 S량과 MnS로서 석출하는 S량과의 비율 : K=(S% as MnS)/(함유 S량)이 0.2 이하이며, 또 함유 C량과 Nb함유 탄류화물로서 석출하는 C량과의 비율 : L=(C% as 탄류화물)/(함유 C량)이 0.7 이상인 성분과 조직을 가지는 가공성의 균일성이 우수한 냉연 강판.