KR100514119B1 - 성형성이 우수한 강관 및 그의 제조방법 - Google Patents

성형성이 우수한 강관 및 그의 제조방법 Download PDF

Info

Publication number
KR100514119B1
KR100514119B1 KR10-2002-7011319A KR20027011319A KR100514119B1 KR 100514119 B1 KR100514119 B1 KR 100514119B1 KR 20027011319 A KR20027011319 A KR 20027011319A KR 100514119 B1 KR100514119 B1 KR 100514119B1
Authority
KR
South Korea
Prior art keywords
ratio
ray
intensity
random
steel
Prior art date
Application number
KR10-2002-7011319A
Other languages
English (en)
Other versions
KR20020076340A (ko
Inventor
노부히로 후지타
나오키 요시나가
마나부 다카하시
히토시 아사히
야스히로 시노하라
야스시 하세가와
Original Assignee
신닛뽄세이테쯔 카부시키카이샤
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by 신닛뽄세이테쯔 카부시키카이샤 filed Critical 신닛뽄세이테쯔 카부시키카이샤
Publication of KR20020076340A publication Critical patent/KR20020076340A/ko
Application granted granted Critical
Publication of KR100514119B1 publication Critical patent/KR100514119B1/ko

Links

Classifications

    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D8/00—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment
    • C21D8/10—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of tubular bodies
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/001—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing N
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/002—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing In, Mg, or other elements not provided for in one single group C22C38/001 - C22C38/60
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/004—Very low carbon steels, i.e. having a carbon content of less than 0,01%
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/02—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing silicon
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/04—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing manganese
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/06—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing aluminium
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/12—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing tungsten, tantalum, molybdenum, vanadium, or niobium
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/14—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing titanium or zirconium
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D2201/00—Treatment for obtaining particular effects
    • C21D2201/05—Grain orientation
    • Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
    • Y10—TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC
    • Y10S—TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
    • Y10S148/00—Metal treatment
    • Y10S148/902—Metal treatment having portions of differing metallurgical properties or characteristics
    • Y10S148/909—Tube

Abstract

본 발명은, 질량%로, C: 0.0005 내지 0.30%, Si: 0.001 내지 2.0%, Mn: 0.01 내지 3.0%, 필요에 따라서 적당한 양의 기타 다른 성분, 그리고 철 및 불가피한 불순물로 이루어진 잔부를 함유하고, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110>∼{111}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균이 2.0 이상이고, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비가 3.0 이상인 것을 특징으로 하는, 액압성형 등의 성형방법에서 성형성이 우수한 고강도 강관에 관한 것이다.

Description

성형성이 우수한 강관 및 그의 제조방법{STEEL PIPE HAVING EXCELLENT FORMABILITY AND METHOD FOR PRODUCTION THEREOF}
본 발명은, 예를 들면 자동차의 차대(車臺) 구성 부재, 구조적 부재 등에 사용되는 강재(鋼材), 특히 액압성형(hydroforming) 등에서 성형성이 우수한 고강도 강관 및 그의 제조방법에 관한 것이다.
자동차의 경량화에 대한 요구가 늘어남에 따라 강판의 고강도화가 요구되고 있다. 강판의 고강도화는 재료 두께의 감소를 통하여 자동차의 무게를 감소시킬 수 있고 또한 충돌 안전성을 향상시킬 수 있게 한다. 자동차의 중량 감소와 비용 절감에 대한 요구에 응하여, 최근에 구성 부재의 수 또는 용접 플랜지를 감소시킬 목적으로 고강도 강의 재료 강판 또는 강관을 액압성형 방법을 통해 복잡한 형상의 구성 요소로 성형 가공하기 위한 시도가 이루어지고 있다. 액압성형 방법(일본 특개평 제10-175027호를 참조)과 같은 새로운 성형 기술의 실제 적용은 비용 절감과 설계작업의 자유도를 증대시키는 등의 큰 장점을 가져올 것으로 기대된다.
액압성형 방법의 장점을 충분히 살리기 위해서 새로운 성형방법용으로 적당한 새로운 재료가 요구된다. 예를 들면, 제50회 일본 소성가공연합강연대회(1999년 제447항)를 통해 액압성형 가공에 미치는 r-값의 영향이 개시되었다. 그러나, 시뮬레이션에 의한 분석에 기초하여, 길이방향의 r-값은 액압성형의 기본 성형 모드중의 하나인 T자 성형에 효과가 있음을 나타내고 있다. 이 외에, FISITA World Automotive Congress, 2000A420(2000년 6월 12일 ∼ 15일, 서울)을 통해, 결정립 미세화를 활용하여 고강도 및 고연성화를 실현하기 위해서 고성형성 강관의 개발도 진행되고 있다. 보고서에서는 강관 길이방향의 r-값의 향상도 논의되었다.
그러나, 보고서에 따르면, 결정립 미세화는 두꺼운 재료의 인성 확보를 위해 매우 효과적이지만, 미세한 결정립이 비교적 저온에서 온간가공에 의해 얻어지고 높은 가공도(여기에서, 축경율 또는 감면율)가 가공시 적용되는 점을 고려하면, 보고된 방법은 액압성형 및 그와 유사한 방법에 의한 성형에 중요한 n-값을 저하시킬 수도 있고, 성형성 지수인 평균 r-값을 증가시키지 못한다.
상기한 바와 같이, 액압성형 등과 같은 특정 기본 성형 모드 뿐만 아니라 다양한 성형 모드에 적합한 재료 개발은 실제로 거의 없었다. 따라서, 적당한 재료가 없기 때문에, 종래 고r-값 강판과 고연성 강판이 액압성형 용도에 사용되고 있다.
본 발명에서는, 재료의 특성을 규정함으로써 액압성형 및 그와 유사한 성형방법에서 성형성이 우수한 강관 및 그의 제조방법을 제공한다.
본 발명가들은 액압성형 등의 성형방법에서 성형성이 우수한 재료의 금속조직, 집합조직 및 그들의 제어방법을 도출하였다. 이를 바탕으로, 본 발명은 금속조직 및 집합조직과 그들을 제어하기 위한 방법을 규정함으로써 액압성형 등의 성형방법에서 성형성이 우수한 강관 및 강관 제조방법을 제공한다.
따라서, 본 발명의 요지는 다음과 같다.
(1) 질량%로,
C: 0.0005 내지 0.30%,
Si: 0.001 내지 2.0%,
Mn: 0.01 내지 3.0%, 및
잔부: 철 및 불가피한 불순물을 함유하고,
강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110} <110>∼{111}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균이 2.0 이상이고, 그리고/또는 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비가 3.0 이상인 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
(2) 상기 (1)에 있어서, 상기 강중에 Al, Zr 및 Mg 중 1종 또는 2종 이상을 합계로 0.0001 내지 0.5질량%를 추가로 함유하는 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
(3) 상기 (1) 또는 (2)에 있어서, 상기 강중에 Ti, V 및 Nb 중 1종 또는 2종 이상을 합계로 0.001 내지 0.5질량%를 추가로 함유하는 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
(4) 상기 (1) 내지 (3)중 어느 하나에 있어서, 상기 강중에 P를 0.001 내지 0.20질량%를 추가로 함유하는 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
(5) 상기 (1) 내지 (4)중 어느 하나에 있어서, 상기 강중에 B를 0.0001 내지 0.01질량%를 추가로 함유하는 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
(6) 상기 (1) 내지 (5)중 어느 하나에 있어서, 상기 강중에 Cr, Cu, Ni, Co, W 및 Mo 중 1종 또는 2종 이상을 합계로 0.001 내지 1.5질량%를 추가로 함유하는 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
(7) 상기 (1) 내지 (6)중 어느 하나에 있어서, 상기 강중에 Ca와 희토류 원소(Rem) 중 1종 또는 2종을 합계로 0.0001 내지 0.5질량%를 추가로 함유하는 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
(8) 상기 (1) 내지 (7)중 어느 하나에 있어서, 금속조직의 면적율로 50% 이상이 페라이트로 이루어지고, 상기 페라이트 결정입경이 0.1 내지 200㎛의 범위내에 있고, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110>∼{111} <110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균이 2.0 이상이고, 그리고/또는 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비가 3.0 이상인 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
(9) 성형성이 우수한 강관에 있어서,
① 강관 길이방향의 n-값이 0.12 이상인 특성과, ② 강관 원주방향의 n-값이 0.12이상인 특성 중에 어느 하나 또는 둘을 만족하는 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
(10) 상기 (9)에 있어서, 강관 길이방향의 r-값이 1.1 이상인 특성을 갖는 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
(11) 성형성이 우수한 강관에 있어서,
강관의 집합조직이,
① 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {111} <110> 방위 성분의 X선 강도의 비와, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110} <110>∼{332}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균과, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110} <110> 방위 성분의 X선 강도의 비 중에서 하나 이상이 3.0 이상인 조건과;
② 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {100} <110>∼{223}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균과, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {100}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비중에서 어느 하나 또는 두 개가 3.0 이하인 조건과;
③ 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {111} <110>∼{111}<112> 및 {554} <225> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균이 2.0 이상인 조건과, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {111}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비가 3.0 이상인 조건 중에서 어느 하나 또는 두 개가 만족되는 조건들의;
조건 ① 내지 ③ 중 하나 이상을 만족하는 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
(12) 상기 (9) 내지 (11)중 어느 하나에 있어서, 페라이트를 면적율로 50% 이상 함유하고, 상기 페라이트의 입경이 0.1 내지 200㎛의 범위인 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
(13) 상기 (9) 내지 (12)중 어느 하나에 있어서, 페라이트를 면적율로 50% 이상 함유하고, 상기 페라이트의 입경이 1 내지 200㎛의 범위이고, 입경 분포의 표준편차가 평균 입경의 ±40%의 범위인 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
(14) 상기 (9) 내지 (13)중 어느 하나에 있어서, 페라이트를 면적율로 50% 이상 함유하고, 상기 페라이트립의 가로세로비(aspect ratio)(길이방향 입자의 길이/두께방향 입자의 두께)의 평균이 0.5 내지 3.0의 범위인 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
(15) 상기 (9) 내지 (14) 중 어느 하나에 있어서, 질량%로,
C: 0.0005 내지 0.30%,
Si: 0.001 내지 2.0%,
Mn: 0.01 내지 3.0%,
P: 0.001 내지 0.20%, 및
N: 0.0001 내지 0.03%를 함유하고, 잔부가 철 및 불가피한 불순물로 이루어진 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
(16) 상기 (15)에 있어서, 질량%로,
Ti: 0.001 내지 0.5%,
Zr: 0.001 내지 0.5% 이하,
Hf: 0.001 내지 2.0% 이하,
Cr: 0.001 내지 1.5% 이하,
Mo: 0.001 내지 1.5% 이하,
W: 0.001 내지 1.5% 이하,
V: 0.001 내지 0.5% 이하,
Nb: 0.001 내지 0.5% 이하,
Ta: 0.001 내지 2.0% 이하, 및
Co: 0.001 내지 1.5% 이하 중 1종 또는 2종 이상이 강관에 추가로 함유된 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
(17) 상기 (15) 또는 (16)에 있어서, 질량%로,
B: 0.0001 내지 0.01%,
Ni: 0.001 내지 1.5%, 및
Cu: 0.001 내지 1.5% 중 1종 또는 2종 이상이 강관에 추가로 함유된 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
(18) 상기 (15) 내지 (17)중 어느 하나에 있어서, 질량%로,
Al: 0.001 내지 0.5%,
Ca: 0.0001 내지 0.5%,
Mg: 0.0001 내지 0.5%, 및
Rem: 0.0001 내지 0.5%중 1종 또는 2종 이상이 강관에 추가로 함유된 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
(19) 상기 (1) 내지 (18)중 어느 하나에 따른 성형가공성이 우수한 강관 제조 방법에 있어서,
① 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110} <110>∼{111}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균이 2.0 이상과, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비가 3.0 이상인 조건들 중 어느 하나 또는 두 개를 만족하는 조건과;
② 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {111}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비와, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110} <110>∼{332}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균과, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비 중에서 하나 이상이 3.0 이상인 조건과;
③ 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {100}<110>∼{223}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균과, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {100}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비중 어느 하나 또는 두 개가 3.0 이하인 조건과;
④ 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {111}<110>∼{111}<112> 및 {554} <225> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균이 2.0 이상인 조건과, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {111}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비가 3.0 이상인 조건 중에서 어느 하나 또는 두 개가 만족되는 조건들의;
조건 ① 내지 ④중 하나 이상을 만족하는 열연판 또는 냉연판을 기판으로 한 모관을 성형하고, 이어서 Ac3 변태점 이상 Ac3+200℃ 이하의 범위에서 가열하고, 이어서 900 내지 650℃ 온도 범위에서 축경가공을 실시하는 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관의 제조방법.
(20) 상기 (1) 내지 (18)중 어느 하나에 따른 성형가공성이 우수한 강관 제조방법에 있어서,
① 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110>∼{111}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비 평균이 2.0 이상인 조건과, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비가 3.0 이상인 조건들 중에서 어느 하나 또는 두 개를 만족하는 조건과;
② 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {111}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비와, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110} <110>∼{332}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균과, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비 중에서 하나 이상이 3.0 이상인 조건과;
③ 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {100}<110>∼{223}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균과, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {100}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비 중에서 어느 하나 또는 두 개가 3.0 이하인 조건과;
④ 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {111}<110>∼{111}<112> 및 {554}<225> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균이 2.0 이상인 조건과, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {111}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비가 1.5 이상인 조건 중에서 어느 하나 또는 두 개가 만족되는 조건들의;
조건 ① 내지 ④ 중 하나 또는 두 개 이상의 항목을 만족하는 열연판 또는 냉연판을 기판으로 한 모관을 성형히고, 이어서 Ac3 변태점 + 200℃ 이하 650℃ 이상에서 열처리를 실시하는 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관의 제조방법.
(21) 성형성이 우수한 강관에 있어서,
① 강관 길이방향의 n-값이 0.18 이상인 특성과, ② 강관 원주방향의 n-값이 0.18 이상인 특성중 어느 하나 또는 둘을 만족하는 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
(22) 상기(21)에 있어서, 강관 길이방향의 r-값이 0.6 이상 2.2 미만인 특성을 갖는 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
(23) 상기(21) 또는 (22)에 있어서, 랜덤 X선 회절 강도에 대한 X선 강도의 비가, ① 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110>∼{111}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균이 1.5 이상인 조건과, ② 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110} <110> 방위 성분의 X선 강도의 비가 5.0 이하인 조건의 두 가지 조건을 만족하는 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
(24) 상기(21) 내지 (23)중 어느 하나에 있어서, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {111}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비가 3.0 이상인 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
(25) 상기 (21) 내지 (24)중 어느 하나에 있어서, 페라이트를 면적율로 50% 이상 함유하고, 상기 페라이트 입경이 0.1 내지 200㎛인 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
(26) 상기 (21) 내지 (25)중 어느 하나에 있어서, 페라이트를 면적율로 50% 이상 함유하고, 상기 페라이트립의 가로세로비(길이방향 입자의 길이/두께방향 입자의 두께)의 평균이 0.5 내지 3.0인 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
(27) 상기 (21) 내지 (26)중 어느 하나에 있어서, 질량%로,
C: 0.0005 내지 0.30%,
Si: 0.001 내지 2.0%,
Mn: 0.01 내지 3.0%, 및
N: 0.0001 내지 0.03%를 함유하고, 잔부가 철 및 불가피한 불순물로 이루어진 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
(28) 상기 (21) 내지 (27)중 어느 하나에 있어서, 강관에, Al, Zr 및 Mg 중 1종 또는 2종 이상을 합계로 0.0001 내지 0.5 질량%를 추가로 함유하는 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
(29) 상기 (21) 내지 (28)중 어느 하나에 있어서, 강관에, Ti, V 및 Nb 중 1종 또는 2종 이상을 합계로 0.001 내지 0.5 질량%를 추가로 함유하는 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
(30) 상기 (21) 내지 (29)중 어느 하나에 있어서, 강관에, 0.001 내지 0.20 질량%의 P를 추가로 함유하는 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
(31) 상기 (21) 내지 (30)중 어느 하나에 있어서, 강관에, 0.0001 내지 0.01 질량%의 B를 추가로 함유하는 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
(32) 상기 (21) 내지 (31)중 어느 하나에 있어서, 강관에, Cr, Cu, Ni, Co, W 및 Mo중 1종 또는 2종 이상을 합계로 0.001 내지 0.5 질량%를 추가로 함유하는 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
(33) 상기 (21) 내지 (32)중 어느 하나에 있어서, 강관에, Ca 및 희토류 원소 (Rem)중 1종 또는 2종을 합계로써 0.0001 내지 0.5 질량%를 추가로 포함하는 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
(34) 상기 (21) 내지 (33)중 어느 하나에 따른 성형가공성이 우수한 강관 제조방법에 있어서, 모관을 성형한 후, Ac3변태점-50℃ 내지 Ac3변태점+200℃의 범위의 온도까지 가열하고, 그 다음에 650 내지 900℃의 온도 범위에서 축경율이 10 내지 40%로 되는 축경가공을 행하는 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관의 제조방법.
아래에, 본 발명을 상세히 설명한다. 우선적으로 상기 (1)의 발명에 대해서 설명한다. 아래의 설명에 있어서, 성분 함유량은 질량%이다.
C: C는 강의 강도를 증가시키기 위한 효과적인 성분으로서, 0.0005% 이상을 첨가하였지만, 많은 양의 C 첨가는 집합조직을 제어하기 위해 바람직하지 않기 때문에, 상한을 0.30%로 하였다.
Si: Si는 강의 강도 증가와 탈산을 위한 효과적인 성분으로서, 하한을 0.001% 설정하였다. 그러나, 과도한 양의 Si첨가는 도금의 젖음성과 가공성을 열화시키기 때문에 Si 함량의 상한을 2.0%로 설정하였다.
Mn: Mn은 강의 고강도화에 효과적인 성분으로서 그 함량의 하한을 0.01%로 설정하였다. 또한, 과도한 첨가는 연성의 저하를 초래하기 때문에 상한을 3.0%로 하였다.
강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110} <110>∼{111}<110>의 방위 성분군 및 {110}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비는 액압성형을 적용하는 데 있어서 가장 강력하게 요구된 특성치이다. 비율이 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 X선 회절 측정에 의해 얻어진, 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110>∼{111}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균이 2.0 이상으로 결정된다.
이 방위 성분군을 포함한 주요 방위 성분은 {110}<110>, {661}<110>, {441} <110>, {331}<110>, {221}<110>, {332}<110>, {443}<110>, {554}<110> 및 {111} <110>이다.
이러한 각 방위 성분의 랜덤 X선 회절 강도의 비는 {110} 극점도를 바탕으로 한 벡터법에 의해 계산된 3차원 집합조직과 {110}, {100}, {211}, {310} 극점도 중 복수개의 극점도를 바탕으로 한 급수전개법(series expansion method)으로 계산한 3차원 집합조직으로부터 계산될 수 있다.
예를 들면, 후자의 방법으로부터 결정 방위 성분의 랜덤 X선 회절 강도의 비를 구하는 경우에 있어서는, 3차원 집합조직의 φ2 = 45°단면에 있어서 (110)[1-10], (661)[1-10], (441)[1-10], (331)[1-10], (221)[1-10], (332)[1-10], (443)[1-10], (554)[1-10] 및 (111)[1-10]의 강도로 대표되어진다.
랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110>∼{111}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균은 랜덤 X선 회절 강도에 대한 상기 각 방위 성분의 X선 강도의 비의 산술 평균을 나타낸다. X선 강도가 상기 모든 방위 성분에서 얻어지지 않을 때, 방위 성분 {110}<110>, {441}<110> 및 {221}<110> 의 X선 강도의 산술 평균이 대신하여 이용될 수 있다. 이러한 방위 성분중에서도, {110}<110>은 랜덤 X선 회절 강도에 대한 상기 방위 성분의 X선 강도의 비가 3.0 이상인 것이 특히 중요하다. 만약 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110>∼{111}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균이 2.0 이상이고, 동시에, 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비가 3.0 이상이라면, 특히 액압성형용 강관을 위해 더욱 바람직한 것은 말할 필요도 없다.
또한, 제품의 형상이 성형가공의 형태에 있어서 축압의 양을 비교적으로 크게 할 필요가 있는 경우에는, 랜덤 X선 회절 강도에 대한 상기 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균이 3.5 이상과 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110> 방위 성분의 X선 강도 비가 5.0 이상인 것이 바람직하다.
항목 (11)에 따른 발명에서, 강관의 집합조직은,
① 적어도 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {111}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110>∼{332}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비 중 하나 또는 두 개 항목 이상이 3.0 이상인 조건과;
② 적어도 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {100}<110>∼{223}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {100}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비중 하나 또는 두 개 항목이 3.0 이하인 조건과;
③ 적어도 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {111} <110>∼{111}<112> 및 {554} <225> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균이 2.0 이상, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {111} <110>의 X선 강도의 비가 3.0 이상인 것 중 어느 하나 또는 둘이 만족되는 조건의;
상기 조건 ① 내지 ③ 중 하나 이상을 만족해야 한다.
상기 조건 ①에서 방위 성분의 X선 강도의 한정에 있어서는, 설령 {110} <110>∼{111}<110>의 방위 성분군중 {111}<110>의 방위 성분이 산술 평균으로부터 제외되었다 하더라도, 본 발명의 효과는 얻어진다.
즉, 본 발명에서 의도된 고성형성(여러 액압성형 조건하에서 1.25 이상의 직경 확장율)은 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면에서, 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {111}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비율, 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110>∼{332}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 평균 비율, 및 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110> 방위 성분의 X선 강도 비율 중 하나 이상이 3.0 이상일 경우에 성취될 수 있다.
상술된 바와 같이, 적어도 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110>∼{332}<110> 방위 성분군 및 {110}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비가 액압성형 방법으로 성형하기 위한 중요한 특성치의 하나이다.
또한, 상기 조건 ②에서 방위 성분의 X선 강도의 한정에 있어서는, 적어도 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 강도에 대한 {100}<110>∼ {223}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 평균 비율이 3.0을 초과할 때, 또는 적어도 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 강도에 대한 {100}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비율이 3.0을 초과할 때, 본 발명의 목적인 액압성형을 통한 직경 확장 비율은 약 1.2 미만으로 악화된다. 이러한 이유로, 각각의 상기의 값을 3.0 이하로 제한하였다.
상기 조건 ③에서 방위 성분의 X선 강도의 한정에 있어서는, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {111}<110>∼{111}<112> 및 {554}<225> 방위 성분군의 X선 강도의 평균 비율이 2.0 미만이고 또는 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {111}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비율이 3.0 미만일 때, 액압성형을 통한 직경 확장 비율이 적어지는 경향이 있다. 이러한 이유로, 상기에서, 각각 2.0 이상 및 3.0 이상의 집적도( degree of convergence)를 확보할 필요가 있다. 따라서, 상기 조건 ①과 ②를 병합하여, 액압성형을 통한 성형성을 확보하기 위해 상기 조건 ① 내지 ③ 중 하나 이상을 만족시키는 것이 필요하다.
상기 방위 성분의 X선 강도의 비율이 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 X선 회절에 의해 측정되었고 랜덤 결정의 X선 회절 강도에 대한 방위 성분의 X선 강도의 비율이 계산되었다.
상기 방위 성분군에 포함된 주요 방위 성분을 이하에서 설명한다.
{110}<110>∼{332}<110>의 방위 성분군에 포함된 주요 방위 성분은, {110} <110>, {661}<110>, {441}<110>, {331}<110>, {221}<110>, {332}<110>, {443}<110> 및 {554}<110>이다.
{100}<110>∼{223}<110>의 방위 성분군에 포함된 주요 방위 성분은, {100} <110>, {116}<110>, {114}<110>, {113}<110>, {112}<110>, {335}<110> 및 {223} <110>이다.
{111}<110>∼{111}<112>의 방위 성분군에 포함된 주요 방위 성분은, {111} <110> 및 {111}<112> 이다.
랜덤 X선 회절 강도에 대한 상기 방위 성분들의 X선 강도 비율은 {110} 극점도를 바탕으로 한 벡터 방법에 의해 계산된 3차원 집합조직, 또는 {110}, {100}, {211} 및 {310} 중 두 개 이상의 극점도를 바탕으로 한 급수전개법에 의해 계산된 3차원 집합조직으로부터 계산된다.
예를 들면, 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110>∼{332}<110> 방위 성분군에 포함된 방위 성분의 X선 강도의 비는 3차원 집합조직의 φ2=45°단면에서 (110)[1-10], (661)[1-10], (441)[1-10], (331)[1-10], (221)[1-10], (332)[1-10], (443)[1-10] 및 (554)[1-10]의 강도로부터 후자의 방법에 의해 계산된다. 마찬가지로, {100} <110>∼{223}<110> 방위 성분군의 경우에는, 대표적인 극점으로서 (001)[1-10], (116)[1-10], (114)[1-10], (113)[1-10], (112)[1-10], (335)[1-10] 및 (223)[1-10]의 강도들이 사용될 수 있고, {111}<110>∼{111}<112> 방위 성분군의 경우에는 대표적인 극점으로서 (111)[1-10] 및 (111)[-1-12]의 강도들이 사용될 수 있다.
또한, 본 발명의 목적을 위해 특히 특히 중요한, {110}<110>∼{332} <110> 방위 성분군에 포함된 상기 모든 방위 성분들을 위한 X선 강도를 얻는 것이 불가능할 때, (110)[1-10], (441)[1-10] 및 (221)[1-10] 방위 성분들의 강도의 산술 평균 (arithmetic average)이 대신하여 사용될 수 있다.
보통 본 발명에 따른 강관의 집합조직의 X선 강도는 φ2=45°단면에서 상기 방위 성분군의 범위내에서 가장 강하게 되고, 상기 방위 성분군에서 가장 멀리 떨어진 방위 성분은 일반적으로 그의 강도 수준이 가장 낮음을 주목해야 한다.
그러나, X선 측정의 정확성, 강관 제조시 축 비틀림 및 X선 샘플 준비의 정확성과 같은 요소들을 고려하면, X선 강도가 최고 강도인 방위 성분은 상기 방위 성분군으로부터 약 ±5°내지 ±10°로 벗어나는 경우일 수 있다.
강관의 X선 회절 측정을 위해서, 강관으로부터 호형 시험편(arc section test piece)이 절단되었고 X선 분석을 위해 평평한 시험편으로 프레스되었다. 또한, 호형 시험편이 평평한 시험편으로 프레스될 때, 변형은 시험편의 가공에 따라 결정 회전의 영향을 피하기 위해서 가능한 아주 낮아야 하고, 이러한 이유로, 가해진 변형량의 상한이 10%로 설정되었고, 시험편 가공은 이 상한치를 초과하지 않은 변형 아래로 행해져야 한다. 그 후, 상기의 형태로 준비된 평평한 시험편은 기계 연마에 의해 소정 두께로 두께를 감소시킨 후, X선 회절 측정을 위해서 변형을 제거하고 판두께 중심층을 노출시키기 위해서 화학 또는 다른 연마 방법에 의해 조절되었다.
주목할 점은 강판의 판두께 중심층에서 편석대가 발견될 경우, 판두께 3/8 내지 5/8의 범위내의 편석대가 없는 어느 장소에서 측정이 행해질 수 있다는 것이다. 또한, 설령 편석대가 발견되지 않았을 경우에도, 만약 본 발명의 청구항에서 규정된 집합조직이 벽 두께 중심부(강판 1/2 판두께)에 있는 판면 이외의 판면, 예를 들면 판두께의 3/8 내지 5/8의 범위에서 얻어진다면 본 발명의 목적을 위해 수용가능하다. 또한, X선 회절 측정이 어려울 때, EBSP 또는 ECP 기술이 측정을 위해 사용될 수 있다.
비록 본 발명의 집합조직이 상술된 바와 같이 판두께 중심 또는 판두께 중심 부근의 면에서 X선 측정의 결과에 따라 규정되어질지라도, 강관이 판두께 중심 부근 이외의 판두께 부분에서 유사한 집합조직을 가지는 것이 바람직하다. 그러나, 강관의 외측표면에서 판두께 1/4 정도까지의 범위에서 집합조직은, 후술한 축경 가공에 따른 전단변형의 결과로 인하여 집합조직이 변하기 때문에, 상기의 집합조직의 요건을 만족시키지 않은 경우도 있다.
또한, {hkl}<uvw>는, 상술된 방법을 통해 X선 회절 측정용 시험편을 채취할 때, 판면에 수직한 결정방위 성분이 <hkl>이고 강관의 길이방향의 결정 방위 성분이 <uvw>임을 의미한다.
본 발명에 따른 집합조직의 특징은, 통상의 역극점도와 정극점도만을 이용하여 나타낼 수 없지만, 예를 들면 강관의 반경 방향의 방위 성분를 표시하는 역극점도를 판두께의 중심 부근에서 측정한 경우, 각 방위 성분의 랜덤 X선 회절 강도의 비는, <100>: 2 이하, <411>: 2 이하, <211>: 4 이하, <111>: 15 이하, <332>: 15 이하, <221>: 20.0 이하 및 <110>:30.0 이하의 형태로 되는 것이 바람직하다.
또한, 축방위 성분를 표시하는 역극점도에서, X선 강도의 비의 바람직한 수치는 <110> 방위 성분에서 10 이상과 <110> 방위 성분 이외의 모든 방위 성분에서 3 이하다.
다음, 항목 (9)에 따른 발명을 이하에서 설명한다.
n-값: 액압성형에서는, 가공이 어느 정도 등방적으로 시험편에 적용되는 경우도 있고, 따라서 강관의 길이방향 및/또는 원주방향으로 n-값을 확보할 필요가 있다. 이러한 이유로, n-값의 하한이 양방향에 대해서 0.12로 설정된다. 본 발명의 효과는 특별히 n-값의 상한을 설정하지 않고도 실현된다.
본 발명에서, n-값은 일본 산업 기준(JIS)에 따른 인장시험방법을 통해 5 내지 10% 또는 3 내지 8%의 변형량에서 얻어진 값으로 정의되었다.
다음, 항목 (10)에 따른 발명을 이하에서 설명한다.
r-값: 액압성형에서는, 축압을 가하여 재료를 유입시켜 가공하는 경우도 있고, 이와 같은 가공에 영향을 받은 부위에서 가공성을 확보하기 위하여, 강관 길이방향의 r-값의 하한이 1.1로 설정되었다. 본 발명의 효과는 특별히 r-값의 상한을 설정하지 않고도 실현되었다.
본 발명에서, r-값은 일본 산업 기준(JIS)에 따른 인장시험을 통해 10% 또는 5%의 변형량에서 얻어진 값으로 정의되었다.
항목 (2) 내지 (7) 및 (15) 내지 (18)에 따른 발명의 화학성분의 한정 이유에 대해서 이하에서 설명한다.
Al, Zr 및 Mg: 상기 성분들은 탈산 원소다. 상기 성분들 중, Al은 특히 박스 어닐링이 이용될 때 성형성 강화에 기여한다. 상기 성분들의 과도한 첨가는 강의 청정도와 연성을 저하시키는 산화물, 황화물 및 질화물을 다량 정출 및 석출시킨다. 게다가, 도금 특성을 현저히 손상시킨다. 이러한 이유로, 필요에 따라, 상기 성분들 중 1종 또는 2종 이상을 합계로 0.0001 내지 0.50%, 또는 Al을 0.001 내지 0.5%, Zr을 0.001 내지 0.5%, Mg를 0.0001 내지 0.5%로 첨가한다.
Nb, Ti 및 V: 필요에 따라 첨가된 Nb, Ti 및 V은, 그들 중 1종 또는 2종 이상의 합계 또는 단독으로 0.001% 이상으로 첨가될 때 탄화물, 질화물 또는 탄질화물을 형성하여 강의 강도를 증가시킨다. 그들의 전체량 또는 그들 중 어떤 하나의 양이 0.5%를 초과할 때, 모상인 페라이트입내 또는 입계에서 다량의 탄화물, 질화물 또는 탄질화물을 석출시켜 연성을 떨어뜨린다. 따라서, Nb, Ti 및 V의 첨가 범위는 그들 중 2종 이상의 합계 또는 단독으로 0.001 내지 0.5%로 제한되었다.
P: P는 강의 강도를 강화시키기 위한 효과적인 성분이지만, 용접성과 슬라브의 지연된 크랙의 저항성을 열화시킬 뿐만 아니라 내피로성과 연성을 열화시킨다. 이러한 이유로, P는 단지 필요에 따라 첨가되고 첨가 범위가 0.001 내지 0.20%로 제한되었다.
B: 필요에 따라 첨가된 B는 입계를 강화시키고 강의 강도를 증가시키기 위한 효과적인 성분이다. 그러나, 그의 첨가량이 0.01%를 초과할 때 상기 효과는 과포화되고, 강의 강도가 필요 이상으로 증가되어 가공성이 열화된다. 이러한 이유로, B의 함량이 0.0001 내지 0.01%로 제한되었다.
Ni, Cr, Cu, Co, Mo 및 W: 이러한 성분들은 강 강화성분으로 상기 성분들 중 1종 또는 2종 이상의 합계 또는 단독으로 0.001% 이상으로 첨가되었다. 또한, 과도한 첨가는 연성을 저하시키기 때문에, 그들의 첨가량을 1종 또는 2종 이상의 합계 또는 단독으로 0.001 내지 1.5%로 제한하였다.
Ca 및 희토류 원소(Rem): 상기 성분들은 개재물 제어에 효과적인 성분이고, 그들의 적정 양의 첨가는 열간 가공성을 증가시킨다. 그러나, 그들의 과도한 첨가는 열간 취화를 야기하며, 따라서 그들의 첨가 범위를 필요에 따라 그들 중 1종 또는 2종 이상의 합계 또는 단독으로 0.0001 내지 0.5%로 한정하였다. 여기에서, 희토류 원소(Rem)들은 Y, Sr 및 란탄늄을 포함한다. 공업적으로는 그들의 혼합물인 미시메탈(mischmetal)의 형태로 상기 성분들을 첨가하는 것이 경제적이다.
N: N는 강의 강도를 증가시키기 위한 효과적인 성분이고 0.0001% 이상으로 첨가될 수 있다. 그러나, 그의 많은 양의 첨가는 용접 결함 제어를 위해 바람직하지 않고, 이러한 이유로, 그의 첨가량의 상한을 0.03%로 설정하였다.
Hf 및 Ta: 필요에 따라 첨가된 Hf 및 Ta는 각각 0.001% 이상으로 참가될 때 탄화물, 질화물 또는 탄질화물 형성을 통하여 강의 강도를 증가시킨다. 그러나, 2.0%를 초과하여 첨가될 때, 모상인 페라이트입내에 또는 입계에 많은 양의 탄화물, 질화물 또는 탄질화물을 석출시켜 연성을 저하시킨다. 따라서, Hf 및 Ta의 첨가 량이 각각 0.001 내지 2.0%로 제한되었다.
본 발명의 효과는 O, Sn, S, Zn, Pb, As, Sb 등이 불가피한 불순물로 강관에 함유되는 경우일지라도 각 첨가량이 0.01% 이하인 범위내라면 방해를 받지 않는다.
결정입경: 결정입경의 제어는 집합조직을 제어하기 위해 중요하다. 주상인 페라이트의 입경을 0.1 내지 200㎛로 제어하기 위해서, 특히 항목 (8) 내지 (12)에 따른 발명에 있어서, {110}<110> 방위 성분의 X선 강도를 강화시키는 것이 필요하다. {110}<110> 방위 성분은 {110}<110>∼{332}<110> 방위 성분군의 성형성을 강화시키기 위해서 가장 중요하다. 따라서, 예를 들어 크기가 0.1 내지 10㎛인 페라이트립으로 이루어진 부위와 크기가 10 내지 100㎛인 페라이트립으로 이루어진 부위가 혼합되어 존재하는 금속학적 조직에서와 같이, 페라이트의 입경이 넓은 범위로 혼합되어 있더라도, {110}<110>의 방위 성분에서 고X선 강도가 얻어지는 한, 본 발명의 효과가 유지된다. 여기에서, 페라이트 입경은 JIS 규격에 따른 절단법으로 측정된다.
그런데, 페라이트립의 크기와 가로세로비를 측정하기 위해서는 입계를 명확하게 할 필요가 있다. 관찰 단면을 수 ㎛의 연마용 다이아몬드 또는 버퍼 연마에 의해 마무리하여, 비교적으로 고탄소 함량을 가진 강의 경우에서는 2 내지 5% 질산 용액, 또는 극저 탄소강(예를 들면 IF 강)의 경우에는 특수 에칭 용액, SULC-G를 사용함으로써, 페라이트 입계를 명확하게 출현시킬 수 있다.
특수 에칭 용액은, 물 100ml에 2 내지 10g의 도데클벤젠술포닉산 (dodecylbenzenesulfonic acid), 0.1 내지 1g의 옥살산(oxalic acid) 및 1 내지 5g의 피크르산(picric acid)을 용해시킨 후 2 내지 3ml의 6N 염화수소산을 첨가함으로써 준비되었다. 전술한 기술을 통해 얻어진 조직에서, 페라이트 입계가 나타나고 그들의 서브-그레인(sub-grain)이 부분적으로 나타날 수 있다.
여기에서 언급된 페라이트 입계는 부분적으로 나타나는 서브-그레인과 같은 계면을 포함하는 상기 샘플 준비 방법을 통해 광학 현미경으로 관찰할 수 있는 계면이다. 이와 같이 관찰된 입계에 대하여 페라이트립의 크기 및 가로세로비가 측정되었다. 여기에서 페라이트립은 100 내지 500배의 20 시야 이상의 화상해석에 따라 측정되었고, 입경과 가로세로비등이 상기 측정에 기초하여 계산되었다. 페라이트 면적율은 페라이트립을 구상으로 추정하여 측정되었다. 주목할 점은, 면적율의 값이 체적율과 거의 동일하다는 것이다.
또한 본 발명에 따른 강관의 재료는 페라이트 이외에 금속학적 조직으로서, 퍼얼라이트, 베이나이트, 마르텐사이트, 오스테나이트, 탄질화물 등과 같은 조직을 포함할 수도 있다. 그러나, 강의 연성을 확보하기 위한 목적을 위해서, 상기 경질상의 비율이 50% 미만으로 제한되었다. 공업적으로 크기가 0.1㎛보다 작은 재결정립을 얻기란 어렵고, 200㎛보다 큰 결정립이 혼합될 때 {110}<110> 방위 성분의 X선 강도가 떨어지기 때문에, 페라이트 입경의 범위는 0.1 내지 200㎛로 결정되었다.
또한, 항목 (13) 및 (14)에 따른 발명에서, 페라이트립의 입경의 표준편차 및 입경의 가로세로비는, {110}<110>∼{332}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비를 증가시키고 {100}<110>∼{223}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비를 억제할 목적으로 제한되었다.
이러한 수치는 100 내지 1000배의 광학현미경으로 20 시야 이상의 관찰을 통해 계산되었고, 입경의 표준편차는 화상 분석을 통해 얻어진 원-상당 직경 (circle-equivalent diameter)에 기초하여 계산되었다.
가로세로비는 압연방향에 수직한 동일한 길이의 선분을 가로지른 페라이트 입계의 수에 대한 압연방향에 평행한 선분을 가로지른 페라이트 입계의 수의 비율이고,가로세로비 = (압연방향에 수직한 선분을 가로지른 입계의 수)/(압연방향에 평행한 선분을 가로지른 입계의 수)의 식으로부터 산출되었다. 페라이트 입경의 표준편차가 평균 입경의 ±40%를 초과하거나, 가로세로비가 3 초과 또는 0.5 미만일 때, 성형성은 악화되기 쉽다. 이러한 이유로, 상기 수치들은 각 항목들의 상한 및 하한으로 한정된다.
항목 (13)에 따른 발명에서, 페라이트 입경의 하한은 {111}<110> 방위 성분 및/또는 {111}<110>∼{332}<110>의 방위 성분군에서 X선 강도의 비를 높이기 위한 목적으로 1㎛로 설정되었다.
본 발명에 따른 강관을 제조하는 데 있어서, 강은 고로 또는 전로에서 용제된 후 다양한 2차 정련공정을 행하여서 주조 또는 연속주조방법으로 주조되었다. 연속 주조의 경우에서는, 만약 냉각없이 주조 슬라브들을 열간압연하는 등의 제조방법이 다른 제조방법과 조합하여 사용된다면, 적어도 본 발명의 효과를 저해하지는 않았다.
또한, 잉곳을 1050 내지 1300℃ 온도로 가열한 후 Ar3 변태점-10℃ 이상부터 Ar3 변태점+120℃ 이하까지의 범위 온도에서 열간 압연하고, 열간 압연시 롤 윤활유를 적용하고, 750℃ 미만의 온도에서 열연판을 권취하고, 냉간 압연을 행하고, 그런 다음 냉간 압연 후 박스 어닐링 또는 연속 어닐링을 행하는 등의 제조방법이 강관으로 성형하기 위한 강판의 제조에 결합되더라도, 본 발명의 효과는 그다지 심하게 영향을 받지 않는다. 즉, 강관 제조용 강판으로서, 열간압연 강판, 냉간 압연 강판, 또는 냉연 후의 소둔 강판을 이용하는 것이 가능하다.
또한, O, Sn, S, Zn, Pb, As, Sb 중 어느 하나가 0.01% 이하로 강에 혼입될 때에도 본 발명의 효과는 유지될 수 있다. 강관 성형에 있어서, 전기저항용접, TIG 용접, MIG 용접, 레이저 용접, UO 프레스 방법, 맞대기 용접과 다른 용접 및 강관 성형 방법이 사용될 수 있다.
항목 (19) 및 (20)에 따른 발명(성형성이 우수한 강관 제조방법)을 이하에서 설명한다.
열간압연 또는 냉간압연 강판의 집합조직: 다음의,
① 적어도 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110>∼{111}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균이 2.0 이상과, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비가 3.0 이상인 조건들중 하나 또는 두 개를 만족하고;
② 적어도 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {111}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비와, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110>∼{332}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균과, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비 중 하나 또는 두 개 항목 이상이 3.0 이상이고;
③ 적어도 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {100}<110>∼{223}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균과, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {100}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비 중 하나 또는 두 개 항목이 3.0 이하이고;
④ 적어도 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {111}<110>∼{111}<112> 및 {554} <225> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균이 2.0 이상, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {111}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비가 3.0 이상인 것중 하나 또는 두 개가 만족되는; 상기 조건 ① 내지 ④중 하나 이상을 만족시키는 것은 강관의 성형성을 향상시키기 위한 전제 조건이다.
가열온도: 용접부의 성형성을 향상시키기 위해서는 축경전 가열 온도가 Ac3 변태점 이상으로 설정되었고, 결정립이 조대화되는 것을 방지하기 위해서는 가열온도가 Ac3+200℃ 이하로 제한되었다.
축경 가공의 온도: 축경후 변형 강화로부터 회복을 실행시키기 위해서 축경 가공시 온도가 650℃ 이상으로 설정되었고, 결정립이 조대화되는 것을 방지하기 위해서 가열온도가 900℃ 이하로 제한되었다.
강관 성형후 열처리 온도: 열처리는 강관 성형시 변형에 의해 저하된 강관의 연성을 회복시킬 목적으로 시행되었다. 온도가 650℃ 이하일 때는, 충분한 연성회복 효과가 나타나지 않았고, 온도가 Ac3+200℃를 초과할 때는 조대한 결정립이 두드러졌으며 강관의 표면 품질을 현저히 악화시켰다. 이러한 이유로, 온도가 650℃ 내지 Ac3+200℃의 범위로 제한되었다.
용접 강관의 상기 제조방법에 있어서, 용접열영향부에서 필요로 하는 특성에 따라, 국부적으로 고용화열처리를 단독으로 또는 복합하여, 경우에 따라서는 수회 되풀이하여 행하는 것이 바람직하다. 이는 본 발명의 효과를 더욱 향상시킨다. 열처리는 단지 용접부 및 열영향부에 적용하기 위한 것이고, 강관 성형시 온-라인 또는 오프-라인으로 시행될 수 있다. 본 발명의 효과는 만약 축경 또는 축경전 균질화 열처리가 강관에 적용된다면 적어도 방해받지는 않는다. 또한, 축경시의 윤활 실시는 성형성 향상을 위하여 바람직하다. 윤활을 실시하면, 특히 표층의 집합조직이 본 발명의 청구항에 따라 규정된 범위로 제어된 강관으로서, 판 두께에 걸쳐서 {111}<110> 방위 성분 및/또는 {110} <110>∼{332}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 집적가 높고 성형 가공성이 우수한 강관을 제조할 수 있기 때문에, 윤활에 의하여 본 발명의 효과를 실현할 수 있다.
항목 (21)에 따른 발명을 이하에서 설명한다.
강관의 길이 및/또는 원주 방향에서의 n-값: 이는 액압성형 등의 가공을 할 때 작업편의 파단 또는 좌굴을 일으키지 않고 가공성을 강화하기 위해서 중요하며, 이러한 이유로, 길이방향 및/또는 원주방향의 n-값이 0.18 이상이 되도록 결정되었다. 성형 가공시 변형 형태에 의존하여, 변형의 양은 길이방향 또는 원주 방향에서 고르지 않은 경우가 종종 있었다. 여러 종류의 작업 방법하에 양호한 가공성을 확보하기 위해서, 길이방향과 원주방향에서 n-값을 0.18 이상으로 하는 것이 바람직하다.
극히 심한 가공의 경우에는, 길이방향과 원주방향 둘 다 0.20 이상의 n-값을 가지는 것이 바람직하다. 본 발명의 효과는 특별히 n-값의 상한을 한정하지 않고서도 얻어질 수 있다. 그러나, 가공 방법에 의존하여, 고 n-값이 강관의 길이방향에서 요구되는 경우가 있다. 그러한 경우에, 축경 가공의 조건 및 다른 요소들을 고려하여 0.3 이하로 n-값을 제어하는 것이 바람직하고 강관의 길이방향에서 r-값을 증가시키는 것이 바람직하다.
항목 (22)에 따른 발명을 이하에서 설명한다.
강관 길이방향의 r-값: 예를 들면, 제50회 일본 소성가공연합강연대회(1999, 447항)와 같은 종래 연구에 따르면, 액압성형에 의한 가공에 미치는 r-값의 영향은 시뮬레이션을 이용하여 분석되었고, 길이방향의 r-값은 액압성형의 기본 변형형태중의 하나로 T-형상 성형에 효과적임이 확인되었다. 이 외에, FISITA World Automotive Congress, 2000A420(서울, 2000년 6월 12-15일)에서는, 축경의 비율을 증가시킴으로써 길이방향의 r-값이 향상될 수 있음이 보고되었다.
그러나, 축경의 비율을 증가시킴으로써 길이방향의 r-값을 향상시키더라도, 성형성을 위한 중요한 특성치들 중의 하나인 n-값이 낮다면 실질적으로 강관의 가공성의 향상은 나타나지 않았다. 한편, 작업편의 크기가 증가될 때에는, T-형상 성형, 액압성형 또는 유사한 가공이 충분한 재료 유입을 확보하기 위해서 행해지는 부분에서 뿐만 아니라 재료의 유입이 비교적으로 적은 부분에도 성형성을 확보할 필요가 있다. 그러한 상황에서, 본 발명가들은 높은 n-값을 유지할 필요가 있는 것과 동시에, 길이방향의 r-값을 낮추기 위해서 축경 가공도 비율의 감소와 비교적으로 고온에서 축경 가공을 행하는 일이 유효한 것임을 발견하였다.
길이방향의 r-값이 2.2 미만일 때, 길이 및/또는 원주 방향의 n-값의 바람직한 수준을 확보하는 것이 용이하며, 이러한 이유로, r-값의 상한을 2.2로 설정하였다.
r-값의 하한은 성형성을 확보하기 위한 관점으로부터 0.6 이상으로 설정하였다.
다음으로 항목(23)에 따른 발명을 설명한다.
집합조직: 성형성을 확보하기 위해서, 다음과 같은 조건인,
① 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110} <110>∼{111}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균이 1.5 이상과,
② 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비가 5.0 이하가 만족되어야 한다.
상기 범위를 벗어나면, n-값이 저하될 수 있다.
또한, 성형성을 강화하고 n-값과 r-값 사이의 양호한 균형을 실현시키기 위해서, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {111}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비가 3.0 이상이 되는 것이 바람직하다.
{111}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비는 랜덤 X선 회절 강도의 비에 대한 {110}<110>∼{111}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균중에서도 중요하다. 랜덤 X선 회절 강도에 대한 X선 강도의 비가 상기 방위 성분에서 3.0 이상, 특히 복잡한 형상 또는 큰 사이즈를 가진 제품을 성형할 때 특히 바람직하다.
말할 필요도 없이, 랜덤 X선 회절 강도의 비에 대한 {110}<110>∼{111}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균이 2.0 이상 또는 랜덤 X선 회절 강도의 비에 대한 {111}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비가 3.0 이상일 때, 그러한 강관은 여전히, 특히 액압성형 이용을 위해 아주 바람직하다.
또한 {110}<110> 방위 성분은 중요한 방위 성분이다. 그러나, 강관의 양호한 연성치 및 길이방향과 원주방향의 n-값을 확보하기 위해서는, 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비가 5.0 이하일 필요가 있고, 이러한 이유로, 그의 상한을 5.0으로 설정하였다.
또한, {hkl}<uvw>는, 상술된 방법을 통해 X선 회절 측정용 시험편을 채취할 때, 판면에 수직한 결정방위 성분이 <hkl>이고 강관의 길이방향의 결정 방위 성분이 <uvw>임을 의미한다.
상기 방위 성분 및 방위 성분군에 포함된 주요 방위 성분은 항목 (1)에 설명된 것들과 같다.
결정입경 및 가로세로비: 공업적으로 크기에 있어서 0.1㎛보다 작은 결정립을 얻기란 어렵고, 결정립이 200㎛보다 클 때는 성형성이 심하게 악화되기 때문에, 항목 (12)에 따른 발명과 동일하게 이러한 수치들이 입경의 각 하한 및 상한으로 설정되었다. 가로세로비의 범위는 항목 (14)에서 설명된 바와 같이 설정된다.
다음, 항목 (27)과 그 이후의 항목들에 따른 발명의 화학성분의 한정 이유에 대하여 설명한다.
화학성분을 한정하기 위한 이유는 앞에서 설명된 항목 (1)에 따른 발명에서 설명된 이유와 동일하다.
또한, N의 함량이 다음의 이유로 규정되었다.
N: N은 강을 강화시키기 위한 효과적인 성분으로 0.0001% 이상으로 첨가되었지만, 많은 양으로 첨가하면 용접 결함을 제어하는 데 있어서 바람직하지 않기 때문에, 그 함량의 상한을 0.03%로 설정하였다.
항목 (27) 내지 (33)에 따른 발명의 화학성분을 한정하는 이유는, 항목 (2) 내지 (7) 및 (15) 내지 (18)에 따른 발명에 관하여 설명된 것들과 동일하다.
Ni, Cr, Cu, Co, Mo 및 W: 상기 성분들의 과도한 첨가는 연성의 저하를 야기하기 때문에, 상기 성분들의 첨가량이 단독 첨가로 또는 그들 중 두 개 이상의 합계에서 0.001 내지 5.0%로 제한되었다.
추가로, 본 발명의 효과는 설령 O, Sn, S, Zn, Pb, As, Sb 중 어느 하나가 0.01% 이하로 불가피한 불순물로서 함유될지라도 방해를 받지 않는다.
다음, 항목 (34)에 따른 발명을 이하에서 설명한다. 제조 조건을 한정하는 이유는 다음에 설명된 것을 제외하고는 항목 (19)에 따른 발명의 것들과 동일하다.
성형되어진 후, 모관은 Ac3변태점-50℃ 이상 Ac3변태점+200℃이하로 가열되고, 그 후에 650℃ 이상에서 축경율이 40% 이하로 되는 축경가공을 행하였다. Ac3변태점-50℃보다 낮은 가열 온도는 연성의 악화와 바람직하지 않은 집합조직의 형성을 야기하는 반면에, Ac3변태점+200℃보다 높은 가열 온도는 조대한 결정립의 형성 뿐만 아니라 산화물로 인하여 표면 특성을 악화시킨다. 이러한 이유로, 가열 온도를 상기 규정된 범위로 제한하였다.
또한, 축경 가공의 온도는 온도가 650℃보다 낮을 때 n-값이 낮기 때문에 상기에 기술된 것으로서 제한되었다. 축경 가공을 위한 온도의 상한은 특별히 규정되지 않았지만, 표면 특성이 산화물로 인하여 악화될 염려가 있기 때문에 880℃ 미만으로 제한하는 것이 바람직하다. 게다가, 축경율이 40%를 초과할 때, n-값의 감소가 현저하게 되고 연성 및 표면 특성이 악화될 염려가 있다. 축경율의 하한은 집합조직의 형성을 가속화시키기 위해 10%로 설정하였다.
축경율은, 제조 강관 외경의 치수를 모관의 직경으로 나누고 이 값을 1로부터 감산함으로써 얻어지며, 가공에 의해 직경이 감소되는 양을 의미한다.
성형성을 개선시키기 위해서는 축경 가공시 윤활제를 사용하는 것이 바람직하다. 윤활제는 본 발명의 효과를 촉진하고, 본 발명에서 규정된 범위에 따르는 표층에 특별한 집합조직을 만들기 때문에, 판두께 전면에서 {111}<110> 방위 성분 및 /또는 {110}<110>∼{111}<110> 방위 성분군에 대한 X선 강도의 집적도를 강화하고, {110}<110> 방위 성분에 대한 X선 강도의 집적도를 적당하게 제어하며, 따라서 액압성형 등의 성형 방법의 다양한 성형 형태를 이용함으로써 성형성이 우수한 고강도 강관 제조를 가능하게 만든다.
[실시예 1]
표 1 내지 4에서 보인 화학성분의 강은 실험실 규모로, 1200℃로 가열되었고, 강의 화학성분 및 냉각 속도에 의해 결정된 Ac3변태점 - 10℃ 이상 Ac3변태점 + 120℃ 미만(개략적으로 900℃)의 최종 압연 온도에서 2.2 및 7mm 두께의 강판으로 열간압연되었다. 이와 같이 얻어진 강판들의 일부는 강관 성형을 위해 사용되었고, 나머지 강판들은 냉간 압연을 위해 사용되었다.
냉간 압연 강판들의 일부를 추가로 어닐링하여, 냉간 압연 후 어닐링된 두께 2.2mm의 강판을 얻었다. 그 후, 강판은 냉각되었고 외경이 108 내지 49mm로 TIG, 레이저 또는 전기저항 용접에 의해 강관으로 성형되었다. 그 후, 강관은 Ac3변태점이상 Ac3변태점+200℃ 이하의 온도로 가열되고 외경 75 내지 25mm의 고강도 강관을 얻기 위해 900 내지 650℃에서 축경 가공되었다.
100 bar/mm 에서 1mm의 축방향 압축 양의 조건하에 액압성형하는 성형 가공은 강관이 파열될 때까지 최종적으로 얻어진 강관에 적용된다. 직경 10mm의 선으로 그어진 원은 미리 각 강관위에 그어졌고, 강관의 길이방향에서 변형εφ과 원주 방향에서 변형εθ은 파단 부근 또는 최대 판두께 감소부분에서 측정되었다. 그 후 두 변형의 비 ρ=εφ/εθ이 -0.5[값은 벽 두께가 감소되었기 때문에 마이너스(-)다]인 직경 확장율이 계산되었고, 직경 확장율은 강관을 평가하기 위한 액압성형의 성형성 지표로서 이용되었다.
X선 분석은, 강관으로부터 원호단면 시험편을 절단하고 그 후 시험펀을 프레싱함으로써 준비된 평평한 시험편으로 실행되었다. 시험편의 상대 X선 강도는 랜덤 결정의 X선 강도와 비교하여 얻어졌다. 길이방향과 원주방향의 n-값은 5 내지 10% 또는 3 내지 8%의 변형량에서 측정되었고 각 목적을 위해 절단된 호형 시험편의 10 또는 5%의 변형량에서 상기 방향의 r-값이 측정되었다.
표 1 내지 4는 각 강에 대한 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110> 방위 성분와 {110} <110>∼{111}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비 및 각 강관이 액압성형하는 동안 파열되는 직경 확장율(파열 시의 식 ρ=εφ/εθ = -0.5이 만족되는 부분의 직경과 최초 직경의 비율)을 보이고 있다.
각각의 발명 강 A 내지 U는 {110}<110> 방위 성분의 상대 X선 강도가 3.0 이상이고, 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110} <110>∼{111}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균이 2.0 이상이고 직경 확장율이 1.25 이상으로 양호함을 나타낸다. 발명 강 NA 내지 NG 중 어느 하나에서 {110}<110> 방위 성분의 상대 X선 강도는, 강관재가 열간압연된 강판임에도 불구하고, 발명 강 A 내지 U의 것들보다 더 높았고 직경 확장율은 그들의 대부분에 있어서 1.3 이상으로 양호하였다.
이와는 대조적으로, 비교강에서, 즉 고-C강 V, 고-Mg 강 W, 고-Nb 강 X, 고-B 강 Z, 고-Mo 강 AA 및 고-Rem 강 BB에서, 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110> 방위 성분와 {110} <110>∼{111}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비가 낮았고 직경 확장율도 낮았다. 반면에, 고-P강 Y에서, 비록 {110}<110> 방위 성분의 상대 X선 강도가 높았지만, 그 용접부의 가공성이 낮았고, 결과적으로 직경 확장율은 낮았다.
표 5는 입경 범위에 의한 페라이트의 면적율과 강 A, B 및 P의 직경 확장율사이의 관계를 보이고 있다. 입경 분포는 압연 방향에 대하여 평행한 단면을 전술한 바와 같은 에칭 방법을 통해 에칭하여 준비된 광학현미경 관찰을 위한 시험편을 제작하여서 양상(兩象)해석 처리 분석기를 사용하여 측정되었다. 이러한 강들에서, 혼합 결정립 조직을 가진 강에서는, {110}<110> 방위 성분의 X선 강도가 다른 방위 성분에서보다 더 높았고 직경 확장율 또한 높았다.
* 강 P에서 페라이트 + 베이나이트
[실시예 2]
표 6 및 7에서 보인 화학성분의 강은 실험실 규모로, 1200℃로 가열되었고, 강의 화학성분 및 냉각 속도에 의해 결정된 Ac3변태점 - 10℃ 이상 Ac3변태점 + 120℃ 미만(개략적으로 900℃)의 최종 압연 온도에서 2.2 및 7mm 두께의 강판으로 열간압연되었다. 이와 같이 얻어진 강판들의 일부는 강관 성형을 위해 사용되었고 나머지 강판들은 냉간 압연을 위해 사용되었다.
냉간 압연 강판들의 일부를 추가로 어닐링하여, 냉간 압연 후에 어닐링된 두께 2.2mm의 강판을 얻었다. 그 후, 강판을 냉각하였고, 전기저항 용접에 의해 외경 108 내지 49mm의 강관으로 성형하였다. 그 후, 일부 강관들을 표 8 및 9에 나타낸 온도로 가열하고 표 8 및 9에 나타낸 온도에서 75 내지 25mm의 외경까지 강관을 축경 가공하였으며, 나머지 강관들을 강관 성형 후 열처리함으로써, 고강도 강관을 제조하였다.
강관이 파열될 때까지 최종적으로 얻어진 강관에 액압성형 가공을 실시하였다. 강관이 파열되고 휘어질 때까지 축방향 압축 및 내부 압력을 제어함으로써, 이러한 파라메터들의 다양한 조건하에서 액압성형을 실시하였다. 그 후, 길이방향 변형εφ과 원주 방향 변형εθ은 가장 큰 직경 확장율(직경 확장율 = 성형 후 최대 원주/모관의 원주)을 보인 부분과 파단 부근 또는 최대 판두께 감소부분에서 측정되었다. 두 변형의 비인 ρ=εφ/εθ과 최대 직경 확장율을 도시하여, εφ/εθ의 값이 -0.5[값은 벽 두께가 감소되었기 때문에 마이너스(-)다]인 직경 확장율을 계산하였다. 또한 직경 확장율은, 강관을 평가하기 위한 액압성형의 성형성의 또 다른 하나의 지표로서 이용되었다.
또한 표 8 및 9는 강의 특징을 나타내고 있다. 각 집합조직의 방위 성분군의 강도와 n-값 및 r-값이 본 발명의 범위를 만족하는 것은 직경 확장율이 높았다. 또한 축경을 위해 Ac3 변태점 이상으로 가열된 강관은 높은 직경 확장율을 나타내었다. 페라이트의 면적율과 입경의 분포에 있어서, 대부분들의 강은 페라이트를 주상으로 하였고, 평균 입경이 100㎛ 이하이었다. 평균 입경과 그의 표준 편차로부터 이해될 수 있는 바와 같이, 크기 0.1㎛ 이하 또는 200㎛ 이상의 페라이트립은 나타나지 않았다. 한편, 축경전 가열 온도 또는 축경 가공동안 온도가 낮은 경우(강 NDD, NFF 및 NJJ)에, 직경 확장율이 낮았다. 또한, 고-C 강 CNNA, 고-Nb 강 CNBB 및 고-B 강 CNCC에서, 직경 확장율이 낮았다. 또한, 강 CNAA 및 CNBB에서는 경질의 상의 양이 많았고 그 결정립경을 정확하게 측정하는 것이 가능하지 않았다.
*: 주로 페라이트 이외에 탄화물, 질화물 및 개재물로 이루어진다. 탄질화물은 시멘타이트와 모든 합금 탄질화물(예를 들면, Ti를 함유한 강에서 TiC 및 TiN)을 포함한다. 개재물은 정련, 응고, 열간압연하는 동안 석출 또는 정출하는 산화물 및 황화물을 모두 포함하지만, 모든 석출물 및 정출물의 면적율을 광학현미경에 의해 정확하게 측정하기란 어렵다. 따라서, 이러한 제2상의 면적율이 작고 정확하게 측정하는 것이 어려울 때에는, 페라이트의 면적율이 90%를 초과하고, 이 경우에 페라이트의 면적율을 "90% 초과"로 나타내었다.
*: 주로 페라이트 이외에 탄화물, 질화물 및 개재물로 이루어진다. 탄질화물은 시멘타이트와 모든 합금 탄질화물(예를 들면, Ti를 함유한 강에서 TiC 및 TiN)을 포함한다. 개재물은 정련, 응고, 열간압연하는 동안 석출 또는 정출하는 산화물 및 황화물을 모두 포함하지만, 모든 석출물 및 정출물의 면적율을 광학현미경에 의해 정확하게 측정하기란 어렵다. 따라서, 이러한 제2상의 면적율이 작고 정확하게 측정하는 것이 어려울 때에는, 페라이트의 면적율이 90%를 초과하고, 이 경우에 페라이트의 면적율을 "90% 초과"로 나타내었다.
*: 주로 페라이트 이외에 탄화물, 질화물 및 개재물로 이루어진다. 탄질화물은 시멘타이트와 모든 합금 탄질화물(예를 들면, Ti를 함유한 강에서 TiC 및 TiN)을 포함한다. 개재물은 정련, 응고, 열간압연하는 동안 석출 또는 정출하는 산화물 및 황화물을 모두 포함하지만, 모든 석출물 및 정출물의 면적율을 광학현미경에 의해 정확하게 측정하기란 어렵다. 따라서, 이러한 제2상의 면적율이 작고 정확하게 측정하는 것이 어려울 때에는, 페라이트의 면적율이 90%를 초과하고, 이 경우에 페라이트의 면적율을 "90% 초과"로 나타내었다.
*: 주로 페라이트 이외에 탄화물, 질화물 및 개재물로 이루어진다. 탄질화물은 시멘타이트와 모든 합금 탄질화물(예를 들면, Ti를 함유한 강에서 TiC 및 TiN)을 포함한다. 개재물은 정련, 응고, 열간압연하는 동안 석출 또는 정출하는 산화물 및 황화물을 모두 포함하지만, 모든 석출물 및 정출물의 면적율을 광학현미경에 의해 정확하게 측정하기란 어렵다. 따라서, 이러한 제2상의 면적율이 작고 정확하게 측정하는 것이 어려울 때에는, 페라이트의 면적율이 90%를 초과하고, 이 경우에 페라이트의 면적율을 "90% 초과"로 나타내었다.
[실시예 3]
표 10 및 11에서 보인 화학성분의 강은 실험실 규모로, 실시예 1에서와 같은 동일 조건하에 2.2 두께의 강판으로 열간압연 및 냉간 압연되었다. 강판은 외경이 108 내지 89.1mm 강관으로 TIG, 레이저, 또는 전기저항 용접에 의해 성형되었고, 그 후 외경 63.5 내지 25mm의 고강도 강관을 얻기 위해 가열되었고 축경 가공되었다.
강관이 파열될 때까지 최종적으로 얻어진 강관에 액압성형 가공을 실시하였다. 강관의 길이방향 변형εφ과 파단부 부근의 원주방향에서 또는 최대 판두께 감소부분에서 변형 εθ의 비 ρ=εφ/εθ이 -0.1 내지 -0.2[값은 벽 두께가 감소되었기 때문에 마이너스(-)다]인 직경 확장율이 계산되었고, 이러한 직경 확장율은 강관을 평가하기 위한 액압성형의 성형성 지표로서 이용되었다.
강관으로부터 원호단면 시험편을 절단하고 그 후 프레싱함으로써 준비된 평평한 시험편을 이용하여 X선 분석을 실시하였다. 시험편의 상대 X선 강도는 랜덤 결정의 X선 강도와 비교하여 얻어졌다.
표 12 내지 13은 각 강에 대한 길이와 원주방향의 n-값, 길이방향의 r-값, 여러 방위 성분의 X선 강도의 비 및 액압성형에서 강관 파열까지 최대 직경 확장율(파열시의 최대 직경/최초 직경)를 보이고 있다.
발명 강 A 내지 O에서, 길이 및/또는 원주 방향의 n-값은 0.18 이상이고 길이방향의 r-값은 레이저 용접에 의해 강관으로 성형된 강 A를 제외하고는 2.2 이하이다.
또한, 발명 강에서, 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110>∼{111}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균은 1.5 이상이고 {110}<110> 방위 성분의 상대 X선 강도는 5.0 이하이고, 더욱이, 일부 발명 강에 있어서는 {111}<110> 방위 성분의 상대 X선 강도가 3.0 이상이다. 결과적으로, 1.30 초과의 양호한 직경 확장율이 발명강에서 얻어졌다.
고-C 강 CA, 고-Mg강 CB, 고-Nb강 CC, 고-B강 CE 및 고-Cr강 CF에서, n-값은 길이방향과 원주방향 둘 다에서 낮았고 직경 확장율 또한 낮았다. 강 CE를 제외한 이러한 강들은, 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110>∼{111}<110> 방위 성분군과 {110}<110> 및/또는 {111}<110> 방위 성분의 X선 강도의 낮은 비율을 보였고, 직경 확장율 또한 낮았다. 게다가, 고-P강 CD 및 고-Ca+Rem강 CG의 강관 성형시 발생된 용접 결함은, 대량 제조 설비에 의한 강관 제조에 있어서 어려움을 입증하고 있다.
*: 주로 페라이트 이외에 탄화물, 질화물 및 개재물로 이루어진다. 탄질화물은 시멘타이트와 모든 합금 탄질화물(예를 들면, Ti를 함유한 강에서 TiC 및 TiN)을 포함한다. 개재물은 정련, 응고, 열간압연하는 동안 석출 또는 정출하는 산화물 및 황화물을 모두 포함하지만, 모든 석출물 및 정출물의 면적율을 광학현미경에 의해 정확하게 측정하기란 어렵다. 따라서, 이러한 제2상의 면적율이 작고 정확하게 측정하는 것이 어려울 때에는, 페라이트의 면적율이 90%를 초과하고, 이 경우에 페라이트의 면적율을 "90% 초과"로 나타내었다.
*: 주로 페라이트 이외에 탄화물, 질화물 및 개재물로 이루어진다. 탄질화물은 시멘타이트와 모든 합금 탄질화물(예를 들면, Ti를 함유한 강에서 TiC 및 TiN)을 포함한다. 개재물은 정련, 응고, 열간압연하는 동안 석출 또는 정출하는 산화물 및 황화물을 모두 포함하지만, 모든 석출물 및 정출물의 면적율을 광학현미경에 의해 정확하게 측정하기란 어렵다. 따라서, 이러한 제2상의 면적율이 작고 정확하게 측정하는 것이 어려울 때에는, 페라이트의 면적율이 90%를 초과하고, 이 경우에 페라이트의 면적율을 "90% 초과"로 나타내었다.
[실시예 4]
표 10 및 11에서 보인 화학성분의 강중에서, 강 A, F, H, K 및 L은 실험실 규모로, 1200℃로 가열되었고, 강의 화학성분 및 냉각 속도에 의해 결정된 Ac3변태점 - 10℃ 이상 Ac3변태점 + 120℃ 미만(개략적으로 900℃)의 최종 압연 온도에서 2.2mm 두께의 강판으로 열간압연되었고, 이와 같이 제조된 강판이 강관 성형을 위한 재료로 사용되었다.
강판들은 냉각되고 외경이 108 내지 89.1mm 강관으로 전기저항 용접에 의해 성형되었다. 그 후, 강관은 표 14에서 보인 가열 온도와 축경온도에서 외경 63.55 내지 25mm의 고강도 강관을 얻기 위해 축경 가공되었다.
강관이 파열될 때까지 최종적으로 얻어진 강관에 액압성형 가공을 실시하였다. 그 후 강관의 길이방향 변형εφ과 파단부 부근의 원주방향에서 또는 최대 판두께 감소부분에서 변형εθ의 비 ρ=εφ/εθ이 -0.1 내지 -0.2[값은 벽 두께가 감소되었기 때문에 마이너스(-)다]인 직경 확장율이 계산되었고, 이러한 직경 확장율은 강관을 평가하기 위한 액압성형의 성형성 지표로서 이용되었다.
표 14는 강의 특징으로 보이고 있다. 청구항 34에 규정된 제조조건을 만족하는 강에 있어서는, 길이 및 원주방향의 n-값은 0.18 이상이고 길이방향의 r-값은 2.2 이하이다.
추가로, 발명 강에서, 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110>∼{111}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균은 1.5 이상이고 {110}<110> 방위 성분의 상대 X선 강도는 5.0 이하이고, 더욱이, 일부의 발명 강은 {111}<110> 방위 성분의 상대 X선 강도가 3.0 이상이다. 결과적으로, 1.30 초과의 양호한 직경 확장율이 이러한 강들에서 얻어졌다.
대조적으로, 청구항 34에 규정된 제조 조건을 만족하지 않은 강들에서, n-값은 길이방향과 원주방향 둘 다에서 낮았다. 그러나, 강들이 청구항 1, 9, 10, 11 및 19중 어느 하나를 만족하기 때문에 그들의 직경 확장율이 상기 성형 방법에서 아주 높지는 않으나 비교적으로 양호한 약 1.25 이상이었다. 77%의 높은 축경율로 축경 가공된 강들은 가공 시에 파단되었다.
전술한 바와 같이, 본 발명은, 액압성형 등의 성형 기술과 집합조직의 제어방법을 통한 성형성이 우수한 강재의 집합조직을 도출하고 집합조직 및 그 제어 방법을 규정함으로써 액압성형 등의 성형 기술을 통한 성형성이 우수한 고강도 강관 제조를 가능하게 하였다.

Claims (34)

  1. 질량%로,
    C: 0.0005 내지 0.30%,
    Si: 0.001 내지 2.0%,
    Mn: 0.01 내지 3.0%, 및
    잔부: 철 및 불가피한 불순물을 함유하고,
    강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110} <110>∼{111}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균이 2.0 이상인 조건과, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비가 3.0 이상인 조건 중에서 하나 이상의 조건을 만족하는 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
  2. 삭제
  3. 삭제
  4. 삭제
  5. 삭제
  6. 삭제
  7. 삭제
  8. 질량%로,
    C: 0.0005 내지 0.30%,
    Si: 0.001 내지 2.0%,
    Mn: 0.01 내지 3.0%, 및
    잔부: 철 및 불가피한 불순물을 함유하고,
    금속조직의 면적율로 50% 이상이 페라이트로 이루어지고, 상기 페라이트 결정입경이 0.1 내지 200㎛의 범위내에 있고,
    강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110>∼{111} <110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균이 2.0 이상인 조건과, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비가 3.0 이상인 조건 중에서 하나 이상의 조건을 만족하는 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
  9. 질량%로,
    C: 0.0005 내지 0.30%,
    Si: 0.001 내지 2.0%,
    Mn: 0.01 내지 3.0%, 및
    잔부: 철 및 불가피한 불순물을 함유하고,
    강관의 집합조직이,
    ① 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {111} <110> 방위 성분의 X선 강도의 비와, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110} <110>∼{332}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균과, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110} <110> 방위 성분의 X선 강도의 비 중에서 하나 이상이 3.0 이상인 조건과;
    ② 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {100} <110>∼{223}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균과, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {100}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비중에서 어느 하나 또는 두 개가 3.0 이하인 조건과;
    ③ 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {111} <110>∼{111}<112> 및 {554} <225> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균이 2.0 이상인 조건과, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {111}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비가 3.0 이상인 조건 중에서 어느 하나 또는 두 개가 만족되는 조건들의
    조건 ① 내지 ③ 중 하나 이상을 만족하고,
    최종 n-값이, ① 강관 길이방향의 n-값이 0.12 이상인 조건과, ② 강관 원주방향의 n-값이 0.12 이상인 조건 중에 어느 하나 또는 둘을 만족하는 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
  10. 제9항에 있어서, 강관 길이방향의 r-값이 1.1 이상인 특성을 갖는 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
  11. 삭제
  12. 제1항, 제8항 또는 제9항 중 어느 한 항에 있어서, 페라이트를 면적율로 50% 이상 함유하고, 상기 페라이트의 입경이 0.1 내지 200㎛의 범위인 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
  13. 제1항, 제8항 또는 제9항 중 어느 한 항에 있어서, 페라이트를 면적율로 50% 이상 함유하고, 상기 페라이트의 입경이 1 내지 200㎛의 범위이고, 입경 분포의 표준편차가 평균 입경의 ±40%의 범위인 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
  14. 제1항, 제8항 또는 제9항 중 어느 한 항에 있어서, 페라이트를 면적율로 50% 이상 함유하고, 상기 페라이트립의 가로세로비(aspect ratio)(길이방향 입자의 길이/두께방향 입자의 두께)의 평균이 0.5 내지 3.0의 범위인 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
  15. 제1항 또는 제8항 내지 제10항 중 어느 한 항에 있어서, 질량%로,
    C: 0.0005 내지 0.30%,
    Si: 0.001 내지 2.0%,
    Mn: 0.01 내지 3.0%,
    P: 0.001 내지 0.20%, 및
    N: 0.0001 내지 0.03%를 함유하고,
    Ti: 0.001 내지 0.5%,
    Zr: 0.001 내지 0.5% 이하,
    Hf: 0.001 내지 2.0% 이하,
    Cr: 0.001 내지 1.5% 이하,
    Mo: 0.001 내지 1.5% 이하,
    W: 0.001 내지 1.5% 이하,
    V: 0.001 내지 0.5% 이하,
    Nb: 0.001 내지 0.5% 이하,
    Ta: 0.001 내지 2.0% 이하,
    Co: 0.001 내지 1.5% 이하,
    B: 0.0001 내지 0.01%,
    Ni: 0.001 내지 1.5%,
    Cu: 0.001 내지 1.5%,
    Al: 0.001 내지 0.5%,
    Ca: 0.0001 내지 0.5%,
    Mg: 0.0001 내지 0.5%, 및
    Rem: 0.0001 내지 0.5% 중 1종 또는 2종 이상을 함유하고,
    잔부가 철 및 불가피한 불순물로 이루어진 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
  16. 삭제
  17. 삭제
  18. 삭제
  19. 질량%로,
    C: 0.0005 내지 0.30%,
    Si: 0.001 내지 2.0%,
    Mn: 0.01 내지 3.0%,
    P: 0.001 내지 0.20%, 및
    N: 0.0001 내지 0.03%를 함유하고,
    Ti: 0.001 내지 0.5%,
    Zr: 0.001 내지 0.5% 이하,
    Hf: 0.001 내지 2.0% 이하,
    Cr: 0.001 내지 1.5% 이하,
    Mo: 0.001 내지 1.5% 이하,
    W: 0.001 내지 1.5% 이하,
    V: 0.001 내지 0.5% 이하,
    Nb: 0.001 내지 0.5% 이하,
    Ta: 0.001 내지 2.0% 이하,
    Co: 0.001 내지 1.5% 이하,
    Ni: 0.001 내지 1.5%,
    Cu: 0.001 내지 1.5%,
    Al: 0.001 내지 0.5%,
    Ca: 0.0001 내지 0.5%,
    Mg: 0.0001 내지 0.5%, 및
    Rem: 0.0001 내지 0.5% 중 1종 또는 2종 이상을 함유하고,
    잔부가 철 및 불가피한 불순물로 이루어지고,
    ① 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110} <110>∼{111}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균이 2.0 이상과, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비가 3.0 이상인 조건들 중 어느 하나 또는 두 개를 만족하는 조건과;
    ② 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {111}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비와, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110>∼{332}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균과, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비 중에서 하나 이상이 3.0 이상인 조건과;
    ③ 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {100}<110>∼{223}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균과, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {100}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비 중 어느 하나 또는 두 개가 3.0 이하인 조건과;
    ④ 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {111}<110>∼{111}<112> 및 {554} <225> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균이 2.0 이상인 조건과, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {111}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비가 3.0 이상인 조건 중에서 어느 하나 또는 두 개가 만족되는 조건들의;
    조건 ① 내지 ④ 중 하나 이상을 만족하는 열연판 또는 냉연판을 이용하여 모관을 성형하고, 이어서 Ac3 변태점 이상 Ac3+200℃ 이하의 범위에서 가열하고, 이어서 900 내지 650℃ 온도 범위에서 축경가공을 실시하며,
    그에 따라 최종 n-값이, ① 강관 길이방향의 n-값이 0.18 이상인 조건과, ② 강관 원주방향의 n-값이 0.18 이상인 조건 중 어느 하나 또는 둘을 만족하는 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관의 제조방법.
  20. 제19항에 있어서,
    ① 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110>∼{111}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비 평균이 2.0 이상인 조건과, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비가 3.0 이상인 조건들 중에서 어느 하나 또는 두 개를 만족하는 조건과;
    ② 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {111}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비와, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110} <110>∼{332}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균과, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비 중에서 하나 이상이 3.0 이상인 조건과;
    ③ 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {100}<110>∼{223}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균과, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {100}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비 중에서 어느 하나 또는 두 개가 3.0 이하인 조건과;
    ④ 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {111}<110>∼{111}<112> 및 {554}<225> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균이 2.0 이상인 조건과, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {111}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비가 1.5 이상인 조건 중에서 어느 하나 또는 두 개가 만족되는 조건들의;
    조건 ① 내지 ④ 중 하나 또는 두 개 이상의 항목을 만족하는 열연판 또는 냉연판을 사용하여 모관을 성형히고, 이어서 Ac3 변태점+200℃ 이하 650℃ 이상에서 열처리를 실시하는 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관의 제조방법.
  21. 삭제
  22. 제19항 또는 제20항에 따른 제조방법으로 제조된 성형성이 우수한 강관에 있어서, 강관 길이방향의 r-값이 0.6 이상 2.2 미만인 특성을 갖는 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
  23. 제19항 또는 제20항에 따른 제조방법으로 제조된 성형성이 우수한 강관에 있어서, 랜덤 X선 회절 강도에 대한 X선 강도의 비가, ① 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110> ∼{111}<110> 방위 성분군의 X선 강도의 비의 평균이 1.5 이상인 조건과, ② 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {110}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비가 5.0 이하인 조건의 두 가지 조건을 만족하는 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
  24. 제19항 또는 제20항에 따른 제조방법으로 제조된 성형성이 우수한 강관에 있어서, 강판의 벽 두께 중심부에 있는 판면의 랜덤 X선 회절 강도에 대한 {111}<110> 방위 성분의 X선 강도의 비가 3.0 이상인 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
  25. 제19항 또는 제20항에 따른 제조방법으로 제조된 성형성이 우수한 강관에 있어서, 페라이트를 면적율로 50% 이상 함유하고, 상기 페라이트 입경이 0.1 내지 200㎛인 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
  26. 제19항 또는 제20항에 따른 제조방법으로 제조된 성형성이 우수한 강관에 있어서, 페라이트를 면적율로 50% 이상 함유하고, 상기 페라이트립의 가로세로비(길이방향 입자의 길이/두께방향 입자의 두께)의 평균이 0.5 내지 3.0인 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관.
  27. 삭제
  28. 삭제
  29. 삭제
  30. 삭제
  31. 삭제
  32. 삭제
  33. 삭제
  34. 제19항 또는 제20항에 있어서, 모관을 성형하고, 이어서 Ac3변태점-50℃ 내지 Ac3변태점+200℃의 범위의 온도까지 가열하고, 이어서 650 내지 900℃의 온도 범위에서 축경율이 10 내지 40%로 되는 축경가공을 행하는 것을 특징으로 하는 성형성이 우수한 강관의 제조방법.
KR10-2002-7011319A 2000-02-28 2001-02-28 성형성이 우수한 강관 및 그의 제조방법 KR100514119B1 (ko)

Applications Claiming Priority (8)

Application Number Priority Date Filing Date Title
JPJP-P-2000-00052574 2000-02-28
JP2000052574 2000-02-28
JPJP-P-2000-00174371 2000-06-09
JP2000174371 2000-06-09
JPJP-P-2000-00183662 2000-06-19
JP2000183662 2000-06-19
JP2000328156 2000-10-27
JPJP-P-2000-00328156 2000-10-27

Publications (2)

Publication Number Publication Date
KR20020076340A KR20020076340A (ko) 2002-10-09
KR100514119B1 true KR100514119B1 (ko) 2005-09-13

Family

ID=27481078

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
KR10-2002-7011319A KR100514119B1 (ko) 2000-02-28 2001-02-28 성형성이 우수한 강관 및 그의 제조방법

Country Status (7)

Country Link
US (1) US6866725B2 (ko)
EP (1) EP1264910B1 (ko)
JP (1) JP4264212B2 (ko)
KR (1) KR100514119B1 (ko)
CN (1) CN1144893C (ko)
DE (1) DE60134125D1 (ko)
WO (1) WO2001062998A1 (ko)

Cited By (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
WO2011013907A2 (ko) * 2009-07-27 2011-02-03 현대제철 주식회사 연속주조 슬라브의 중심편석 평가방법

Families Citing this family (79)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP3863818B2 (ja) * 2002-07-10 2006-12-27 新日本製鐵株式会社 低降伏比型鋼管
EP1552271A1 (en) * 2002-09-20 2005-07-13 Enventure Global Technology Pipe formability evaluation for expandable tubulars
JP4284405B2 (ja) * 2002-10-17 2009-06-24 独立行政法人物質・材料研究機構 タッピングネジとその製造方法
AU2003235443A1 (en) * 2003-05-27 2005-01-21 Nippon Steel Corporation High strength thin steel sheet excellent in resistance to delayed fracture after forming and method for preparation thereof, and automobile parts requiring strength manufactured from high strength thin steel sheet
JP4276482B2 (ja) * 2003-06-26 2009-06-10 新日本製鐵株式会社 極限変形能と形状凍結性に優れた高強度熱延鋼板とその製造方法
TWI248977B (en) 2003-06-26 2006-02-11 Nippon Steel Corp High-strength hot-rolled steel sheet excellent in shape fixability and method of producing the same
JP4819305B2 (ja) * 2003-09-04 2011-11-24 日産自動車株式会社 強化部材の製造方法
JP4443910B2 (ja) * 2003-12-12 2010-03-31 Ｊｆｅスチール株式会社 自動車構造部材用鋼材およびその製造方法
WO2006057098A1 (ja) * 2004-11-26 2006-06-01 Jfe Steel Corporation 電磁特性に優れた鋼管およびその製造方法
WO2006068258A1 (ja) * 2004-12-22 2006-06-29 Nippon Steel & Sumikin Stainless Steel Corporation 拡管加工性に優れたフェライト系ステンレス鋼溶接管
JP2006265668A (ja) * 2005-03-25 2006-10-05 Sumitomo Metal Ind Ltd 油井用継目無鋼管
US8715430B2 (en) * 2005-04-04 2014-05-06 Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation High strength steel plate and high strength welded pipe excellent in ductile fracture characteristic and methods of production of same
JP4654818B2 (ja) * 2005-07-29 2011-03-23 Ｊｆｅスチール株式会社 高剛性鋼管およびその製造方法
CZ299495B6 (cs) * 2005-12-06 2008-08-13 Comtes Fht, S. R. O. Zpusob výroby vysokopevných nízkolegovaných ocelových trubek
US20070267110A1 (en) * 2006-05-17 2007-11-22 Ipsco Enterprises, Inc. Method for making high-strength steel pipe, and pipe made by that method
US8926771B2 (en) * 2006-06-29 2015-01-06 Tenaris Connections Limited Seamless precision steel tubes with improved isotropic toughness at low temperature for hydraulic cylinders and process for obtaining the same
ES2430839T3 (es) 2006-09-29 2013-11-22 Ezm Edelstahlzieherei Mark Gmbh Acero de alta resistencia y usos de un acero de este tipo
US20080226396A1 (en) * 2007-03-15 2008-09-18 Tubos De Acero De Mexico S.A. Seamless steel tube for use as a steel catenary riser in the touch down zone
MX2007004600A (es) * 2007-04-17 2008-12-01 Tubos De Acero De Mexico S A Un tubo sin costura para la aplicación como secciones verticales de work-over.
US7862667B2 (en) * 2007-07-06 2011-01-04 Tenaris Connections Limited Steels for sour service environments
MX2010005532A (es) * 2007-11-19 2011-02-23 Tenaris Connections Ltd Acero bainítico de alta resistencia para aplicaciones octg.
KR20110125277A (ko) * 2007-12-07 2011-11-18 신닛뽄세이테쯔 카부시키카이샤 용접열 영향부의 ｃｔｏｄ 특성이 우수한 강 및 그 제조 방법
BRPI0911458A2 (pt) * 2008-04-10 2017-10-10 Nippon Steel Corp chapa de aço de alta resistencia e chapa de aço galvanizado que possuem um equilíbrio muito bom entre expansibilidade de orifício e flexibilidade e também excelente resistência á fadiga e métodos de produção das chapas de aço
KR101125366B1 (ko) * 2008-10-27 2012-03-27 신닛뽄세이테쯔 카부시키카이샤 용접 열영향부의 내재열 취화성 및 저온 인성이 우수한 내화 강재 및 그 제조 방법
JP4700769B2 (ja) * 2009-05-19 2011-06-15 新日本製鐵株式会社 溶接用鋼材およびその製造方法
US20100319814A1 (en) * 2009-06-17 2010-12-23 Teresa Estela Perez Bainitic steels with boron
KR101159926B1 (ko) * 2009-11-27 2012-06-25 현대제철 주식회사 연속주조 슬라브의 중심편석 평가방법
CN101693985B (zh) * 2009-10-30 2012-10-10 天长市天翔机械厂 一种制作喷油器衬套的合金材料
EP2325435B2 (en) 2009-11-24 2020-09-30 Tenaris Connections B.V. Threaded joint sealed to [ultra high] internal and external pressures
CN101838775B (zh) * 2010-05-28 2013-09-25 中材装备集团有限公司 一种高韧性中碳耐磨钢
US9163296B2 (en) 2011-01-25 2015-10-20 Tenaris Coiled Tubes, Llc Coiled tube with varying mechanical properties for superior performance and methods to produce the same by a continuous heat treatment
IT1403688B1 (it) 2011-02-07 2013-10-31 Dalmine Spa Tubi in acciaio con pareti spesse con eccellente durezza a bassa temperatura e resistenza alla corrosione sotto tensione da solfuri.
IT1403689B1 (it) 2011-02-07 2013-10-31 Dalmine Spa Tubi in acciaio ad alta resistenza con eccellente durezza a bassa temperatura e resistenza alla corrosione sotto tensioni da solfuri.
US8414715B2 (en) 2011-02-18 2013-04-09 Siderca S.A.I.C. Method of making ultra high strength steel having good toughness
US8636856B2 (en) 2011-02-18 2014-01-28 Siderca S.A.I.C. High strength steel having good toughness
US9403242B2 (en) 2011-03-24 2016-08-02 Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation Steel for welding
JP5413537B2 (ja) * 2011-04-12 2014-02-12 新日鐵住金株式会社 変形性能及び低温靭性に優れた高強度鋼板及び高強度鋼管並びにこれらの製造方法
WO2012161241A1 (ja) 2011-05-25 2012-11-29 新日鐵住金株式会社 冷延鋼板及びその製造方法
PL2738274T3 (pl) 2011-07-27 2019-05-31 Nippon Steel & Sumitomo Metal Corp Blacha stalowa cienka walcowana na zimno o dużej wytrzymałości z doskonałą zdolnością do wywijania kołnierza i podatnością na precyzyjne przebijanie oraz sposób jej wytwarzania
CN102321844A (zh) * 2011-10-10 2012-01-18 钢铁研究总院 一种热轧耐腐蚀烘烤硬化钢及其制备方法
CN102505093B (zh) * 2011-12-15 2013-10-02 浙江金洲管道工业有限公司 一种油气井裸眼完井用实体膨胀管用钢的制造方法
US9340847B2 (en) 2012-04-10 2016-05-17 Tenaris Connections Limited Methods of manufacturing steel tubes for drilling rods with improved mechanical properties, and rods made by the same
KR101439608B1 (ko) * 2012-07-16 2014-09-11 주식회사 포스코 성형성이 우수한 가공용 열연강판 및 그 제조방법
CA2879420C (en) 2012-07-18 2017-08-22 Daniel Measurement And Control, Inc. Welding fixture
CN104685085B (zh) * 2012-09-28 2016-10-26 新报国制铁株式会社 无缝钢管制造用穿孔机顶头用坯料及其制造方法
CN103018141B (zh) * 2012-11-29 2015-11-18 燕山大学 高合金低碳马氏体钢原始晶粒显示剂及显示方法
BR112015016765A2 (pt) 2013-01-11 2017-07-11 Tenaris Connections Ltd conexão de tubos de perfuração, tubo de perfuração correspondente e método para montar tubos de perfuração
US9187811B2 (en) 2013-03-11 2015-11-17 Tenaris Connections Limited Low-carbon chromium steel having reduced vanadium and high corrosion resistance, and methods of manufacturing
US9803256B2 (en) 2013-03-14 2017-10-31 Tenaris Coiled Tubes, Llc High performance material for coiled tubing applications and the method of producing the same
EP2789700A1 (en) 2013-04-08 2014-10-15 DALMINE S.p.A. Heavy wall quenched and tempered seamless steel pipes and related method for manufacturing said steel pipes
EP2789701A1 (en) 2013-04-08 2014-10-15 DALMINE S.p.A. High strength medium wall quenched and tempered seamless steel pipes and related method for manufacturing said steel pipes
CA2916202C (en) 2013-06-24 2019-07-02 Hanwha Chemical Corporation Antibody-drug conjugate having improved stability and use thereof
WO2014207656A1 (en) 2013-06-25 2014-12-31 Tenaris Connections Ltd. High-chromium heat-resistant steel
CN103789629A (zh) * 2014-01-16 2014-05-14 安徽省杨氏恒泰钢管扣件加工有限公司 一种耐磨无缝钢管材料及其制备方法
RU2562184C1 (ru) * 2014-06-10 2015-09-10 Федеральное государственное унитарное предприятие "Всероссийский научно-исследовательский институт авиационных материалов" (ФГУП "ВИАМ") Высокопрочная дисперсионно-твердеющая сталь
RU2572911C1 (ru) * 2014-11-05 2016-01-20 Юлия Алексеевна Щепочкина Сталь
CN104451447B (zh) * 2014-12-10 2016-10-19 无锡鑫常钢管有限责任公司 一种奥氏体不锈钢管及生产工艺
CN104928568B (zh) * 2015-06-30 2017-07-28 宝山钢铁股份有限公司 一种铁素体低密度高强钢及其制造方法
DE102015111150A1 (de) 2015-07-09 2017-01-12 Benteler Steel/Tube Gmbh Stahllegierung, insbesondere für Fahrwerks- oder Antriebsbauteil, und Fahrwerks- oder Antriebsbauteil
CN105113710A (zh) * 2015-08-03 2015-12-02 吴朝霞 一种高层建筑用混凝土构件
CN105112805A (zh) * 2015-08-03 2015-12-02 吴朝霞 一种矩形钢管混凝土预制件
CN105064329B (zh) * 2015-08-13 2017-02-01 刘智升 一种大跨度桥梁用预制桩柱
CN105133785A (zh) * 2015-08-18 2015-12-09 刁德斌 一种内嵌“y”型筋梁的建筑用混凝土构件
CN105507235A (zh) * 2015-08-20 2016-04-20 喻良军 一种高速公路桥梁用预制桩柱
CN105568129A (zh) * 2015-12-30 2016-05-11 芜湖恒耀汽车零部件有限公司 一种汽车排气管用稀土碳钢材料及其制备方法
CN105673173B (zh) * 2015-12-31 2019-09-03 台州三元车辆净化器有限公司 一种新型高性能材料的排气管及其加工制备工艺
CN105671425B (zh) * 2016-01-26 2017-07-11 安徽同盛环件股份有限公司 一种耐高温合金环件密封圈的制备方法
CN105734425A (zh) * 2016-05-09 2016-07-06 周常 一种海洋钻井平台结构材料
WO2018030400A1 (ja) * 2016-08-08 2018-02-15 新日鐵住金株式会社 鋼板
US11124852B2 (en) 2016-08-12 2021-09-21 Tenaris Coiled Tubes, Llc Method and system for manufacturing coiled tubing
US10434554B2 (en) 2017-01-17 2019-10-08 Forum Us, Inc. Method of manufacturing a coiled tubing string
WO2019010661A1 (zh) * 2017-07-13 2019-01-17 田圣林 一种高韧性高强度耐腐蚀弹簧
KR102010079B1 (ko) * 2017-09-13 2019-08-12 주식회사 포스코 도장 후 선영성이 우수한 강판 및 그 제조방법
CN108300944A (zh) * 2018-04-13 2018-07-20 合肥市旺友门窗有限公司 一种减振降噪不锈钢管材及其制备方法
KR102109269B1 (ko) * 2018-09-28 2020-05-11 주식회사 포스코 강관용 열연강판 및 그 제조방법
CN109517959A (zh) * 2018-12-17 2019-03-26 包头钢铁（集团）有限责任公司 一种低成本输送管用热轧钢带及其制备方法
KR102209556B1 (ko) * 2018-12-19 2021-01-29 주식회사 포스코 구멍확장성이 우수한 강판, 부재 및 이들의 제조방법
CN111809113B (zh) * 2020-06-24 2021-12-14 延安嘉盛石油机械有限责任公司 一种含稀土的tc-50钢级石油管坯
WO2023190621A1 (ja) * 2022-03-30 2023-10-05 日本製鉄株式会社 無方向性電磁鋼板及びモータコア

Family Cites Families (13)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
EP0196788B1 (en) * 1985-03-06 1990-07-25 Kawasaki Steel Corporation Method of manufacturing formable as rolled thin steel sheets
JPS6383230A (ja) * 1986-09-27 1988-04-13 Nkk Corp 焼付硬化性およびプレス成形性の優れた高強度冷延鋼板の製造方法
JP2613155B2 (ja) 1991-09-07 1997-05-21 新日本製鐵株式会社 圧潰特性に優れた電縫油井管およびその製造方法
JPH0586419A (ja) 1991-09-27 1993-04-06 Nippon Steel Corp 曲げ特性の優れた電縫鋼管の製造方法
JPH09196244A (ja) 1996-01-19 1997-07-29 Nkk Corp 耐震性に優れた鋼管
MY116920A (en) * 1996-07-01 2004-04-30 Shell Int Research Expansion of tubings
JPH1052713A (ja) 1996-08-12 1998-02-24 Nkk Corp 耐震性に優れた鋼管及びその製造方法
JP3481409B2 (ja) * 1996-12-17 2003-12-22 新日本製鐵株式会社 鋼管のハイドロフォーム加工方法
WO1998049362A1 (fr) * 1997-04-30 1998-11-05 Kawasaki Steel Corporation Acier presentant une ductilite et une resistance elevees et procede de production de ce materiau
US6290789B1 (en) * 1997-06-26 2001-09-18 Kawasaki Steel Corporation Ultrafine-grain steel pipe and process for manufacturing the same
JP3731103B2 (ja) * 1997-12-15 2006-01-05 Ｊｆｅスチール株式会社 液圧バルジ成形性に優れた高強度電縫鋼管およびその製造方法
JP3779811B2 (ja) * 1998-03-30 2006-05-31 新日本製鐵株式会社 加工性に優れた電縫鋼管とその製造方法
DE60114139T2 (de) * 2000-06-07 2006-07-20 Nippon Steel Corp. Stahlrohr mit hoher verformbarkeit und herstellungsverfahren dafür

Cited By (2)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
WO2011013907A2 (ko) * 2009-07-27 2011-02-03 현대제철 주식회사 연속주조 슬라브의 중심편석 평가방법
WO2011013907A3 (ko) * 2009-07-27 2011-03-31 현대제철 주식회사 연속주조 슬라브의 중심편석 평가방법

Also Published As

Publication number Publication date
EP1264910B1 (en) 2008-05-21
KR20020076340A (ko) 2002-10-09
US6866725B2 (en) 2005-03-15
WO2001062998A1 (fr) 2001-08-30
DE60134125D1 (de) 2008-07-03
JP4264212B2 (ja) 2009-05-13
US20030116238A1 (en) 2003-06-26
CN1401012A (zh) 2003-03-05
EP1264910A1 (en) 2002-12-11
EP1264910A4 (en) 2006-01-25
CN1144893C (zh) 2004-04-07

Similar Documents

Publication Publication Date Title
KR100514119B1 (ko) 성형성이 우수한 강관 및 그의 제조방법
KR100515399B1 (ko) 성형성이 우수한 강관 및 그 제조 방법
US9493865B2 (en) Thick-walled high-strength hot rolled steel sheet with excellent low-temperature toughness and method of producing same
EP2949772B1 (en) Hot-rolled steel sheet and method for manufacturing same
US8052808B2 (en) High strength hot rolled steel sheet with excellent press workability and method of manufacturing the same
JP6369658B1 (ja) 鋼管及び鋼板
US6736910B2 (en) High carbon steel pipe excellent in cold formability and high frequency hardenability and method for producing the same
JP4220666B2 (ja) 成形性に優れたハイドロフォーム加工用高耐食鋼管およびその製造方法
CN109642286B (zh) 铁素体系不锈钢热轧退火钢板及其制造方法
EP1371743A1 (en) Electric welded steel tube for hollow stabilizer
CN109642284B (zh) 扭力梁用电焊钢管
JP4093177B2 (ja) ハイドロフォーム用鋼材、ハイドロフォーム用電縫管及びそれらの製造方法
JP2783809B2 (ja) 冷間加工性および溶接性に優れた引張り強さが５５▲ｋｇ▼ｆ／▲ｍｍ▼▲上２▼以上の高張力熱延鋼帯
JP4171296B2 (ja) 深絞り性に優れた鋼板およびその製造方法と加工性に優れた鋼管の製造方法
EP4116453A1 (en) Steel pipe and steel sheet
JP4406154B2 (ja) 成形性の優れたハイドロフォーム用鋼管およびその製造方法
JP7160235B1 (ja) 熱間縮径電縫管
WO2023214472A1 (ja) 熱延鋼板およびその製造方法ならびに電縫鋼管およびその製造方法
JP4276370B2 (ja) 全周拡管成形性に優れた高強度鋼管とその製造方法
JP2007270326A (ja) ファインブランキング加工性に優れた鋼板およびその製造方法
WO2023149157A1 (ja) 鋼板およびその製造方法
JP4287985B2 (ja) ハイドロフォーム成形性に優れた鋼管とその製造方法
JP4406153B2 (ja) 予加工後の成形性の優れた鋼管とその製造方法
JP2023118054A (ja) オーステナイト系ステンレス鋼及び耐水素性部材
JP2002105597A (ja) 良加工性高強度鋼管およびその製造方法

Legal Events

Date Code Title Description
A201 Request for examination
E902 Notification of reason for refusal
E701 Decision to grant or registration of patent right
GRNT Written decision to grant
FPAY Annual fee payment

Payment date: 20100825

Year of fee payment: 6

LAPS Lapse due to unpaid annual fee