KR100568365B1 - 고강도, 저온인성이 우수한 열연 라인파이프용 강재의제조방법 - Google Patents

고강도, 저온인성이 우수한 열연 라인파이프용 강재의제조방법 Download PDF

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Abstract

천연가스나 석유를 수송하는 라인파이프용 강재에 사용되는 열연강재의 제조방법이 제공된다.
이 방법은 중량%로, C:0.04-0.08%, Si:0.10-0.40%, Mn:1.20-1.65%, Al:0.010-0.070%, Nb:0.030-0.060%, V:0.030-0.060%, Ti:0.010-0.030%, N: 0.030-0.060%, Ti와 N의 비는 3-4 를 만족하고, 나머지 Fe 및 기타 불가피하게 함유되는 불순물로 조성된 강슬라브를 1200℃-1300℃로 가열한 후 조압연공정의 첫번째 또는 두번째 압연 패스에서 1회 이상의 동적재결정 발생을 위한 임계변형량 이상이 되도록 조압연 속도를 제어하여 압연하고 그 이후 사상압연한 다음 500-600℃에서 권취함을 포함한다. 이에 따라 고강도 저온인성이 우수한 라인파이프용 열연강재가 제조된다.
라인파이프, 고강도, 저온충격인성, 동적재결정, 임계변형량

Description

고강도, 저온인성이 우수한 열연 라인파이프용 강재의 제조방법{Method for manufacturing heavy gauge high strength linepipe steel with superior low temperature toughness}
도 1은 가열온도에 따른 오스테나이트 결정립 크기의 변화를 나타내는 그래프
도 2는 가열온도에 따른 나오븀 및 티타늄 고용량의 변화를 나타내는 그래프
도 3은 본 발명강 및 비교강의 시험온도에 따른 충격흡수에너지의 변화를 나타내는 그래프
도 4는 본 발명강 및 비교강의 재질실적을 나타내는 그래프
본 발명은 천연가스나 석유를 수송하는 라인파이프용 강재로 사용되는 열연강재의 제조방법에 관한 것으로, 보다 상세하게는 열간 압연조건을 제어하여 페라이트 결정립을 미세화하고 석출강화에 의한 고강도를 얻음으로써 고강도, 저온 충격인성을 크게 향상시킨 열연강판의 제조방법에 관한 것이다.
최근, 원유나 천연가스의 장거리 수송을 위해 사용되는 파이프라인에 사용 되는 라인파이프는 고압화(高壓化)에 의한 수송효율의 향상을 위해 고강도화가 진행되고 있고, 이와 병행하여 후물 즉 두꺼운 소재화 되고 있다. 그리고 파이프라인의 설치 장소가 심해화, 한냉지화 됨에 따라 -50~-60℃에서의 저온인성의 확보도 요구되고 있다. 이러한 고강도와 저온인성을 동시에 향상시키기 위해서 강재의 성분 및 제조조건을 엄격하게 규제하고 있으며, 이러한 기술들로는 일본 공개특허공보 평 9-296253, 평7-34125, 평9-316534호 등이 있다.
상기 일본 공개특허공보 평 9-296253호에서는 고강도와 저온인성을 동시에 확보하기 위한 방안으로 페라이트(ferrite) 결정립의 미세화 및 마르텐사이트(martensite)나 베이나이트(bainite) 등 경화상의 분산상태를 잘 제어하여야 한다고 가르치고 있다. 이를 위해서 이러한 경화상을 형성하는 원소인 알루미늄과 실리콘의 첨가량을 최소화하여 경화상의 양을 최소화하고 미세 분산시키고 있다. 그리고 결정립을 미세화 하기 위해서 티타늄의 첨가량을 질소와 일정한 비 즉 3.4N을 갖게 제어하여 가열시 오스테나이트 결정립을 미세화 시키는 방법을 제안하고 있다. 제조조건은 가열온도를 1150℃, 900℃ 이하의 누적 압하율을 65%, 마무리 압연온도를 750℃로 하고 5℃/초 이상의 냉각속도로 400℃까지 냉각하는 방법으로 페라이트 결정립을 미세화 시키고 있다. 그러나 900℃ 이하의 누적 압하율을 65%이상으로 하기 위해서는 재품 두께가 15mm 이상에서는 사상압연 입측의 바(bar) 두께를 42mm이상으로 하여야 하나 통상의 열연 공장은 설비 능력의 한계로 40mm 이상은 어려운 실정이다. 또 냉각속도를 5℃/초 이상으로 하는 것이 바람직하나 이 또한 냉각 설비능력의 한계로 용이하지 않다. 따라서 15mm 이상의 극 후물재로 강도와 저온 인성을 동시에 향상시키는 데는 어려움이 많다.
또 일본 공개특허공보 평7-34125호에서는 위의 기술과 유사한 강재를 사용하여 제조조건을 그 강재의 Ar3~Ar3+150℃의 온도범위에서 누적 압하율을 초기 슬라브(slab) 두께의 10% 이상으로 하고 Ar3 이상에서 열간압연을 종료 후 0.3~15℃/초의 냉각속도로 냉각 후 400~600℃의 온도범위에서 권취하는 방법을 제안하고 있다.
그리고, 일본 공개특허공보 평9-316534호에서는 슬라브를 950~1250℃ 사이로 가열하고, 700~950℃에서의 누적 압하량을 50% 이상이 되도록 700℃ 이상에서 압연을 완료 후 10℃/초 이상의 냉각속도로 550℃ 이하에 까지 냉각하는 방법을 제안하고 있다.
상기와 같은 종래 기술들은 열간 압연공정에서 정적재결정을 유도하여 결정립 미세화를 유도하여 저온인성을 얻고 있으며, 이를 위해서는 적정 성분계에 각 성분의 첨가량을 결정하고 가열, 압연, 냉각 및 권취온도를 잘 제어하여야 소정의 재질을 확보 할 수 있다는 것을 알 수 있다. 특히, 열간압연 시 일정한 온도 구역, 즉 900℃ 이하 750~950℃ 영역, 금속학적인 용어로는 미재결정 영역에서 누적 압하량을 제어하는 것은 페라이트 결정립 미세화에 매우 중요한데, 누적 압하량의 증가 에 의해서 오스테나이트의 결정립은 재결정이 일어나지 않아 길게 연신되고 그 연신 된 결정립에서 이후에 냉각 시 미세한 페라이트 결정립의 핵이 다량으로 생성되기 때문에 미세화 된다고 되어 있다(International Steel Rolling Conference, 1980, p.1272). 이러한 누적 압하량과 저온 인성과의 관계에서 누적 압하량이 증가할수록 직선적으로 저온인성은 향상된다고 하였다. 따라서 이 영역에서의 압하량을 키우기 위해서 압연기의 능력을 키우고 미재결정 영역을 확대하기 위해 나오븀(이하 Nb, niobium) 등의 합금원소를 첨가하는 방법을 사용하고 있다.
그러나, 압연기의 능력을 키우기 위해서는 막대한 투자비가 필요하고, Nb를 첨가하는 것은 설비 증강보다는 경제적이지만 첨가량의 증가에 따라서 압연시 변형저항이 커져서 이를 적극적으로 활용하는 데는 한계가 있다. 따라서, 저온 인성의 확보가 어렵게 된다. 그러므로 설비 능력의 제약을 극복하면서 야금학적인 이론을 잘 활용하여 경제적으로 극 후물재의 저온인성을 향상하지 않으면 안 된다.
한편, 대한민국 공개특허공보 1998-067680호에서는 압연패스의 변형량을 조절하여 특정패스에서 동적 재결정을 발생시킴으로써 열간 압연공정에서 압하력을 감소시키고 결정립도를 미세화시키는, 공정이 간단하면서 우수한 기계적특성을 얻을 수 있는 금속재료의 제어압연방법이 제시되어 있다. 이 기술에서는 동적재결정 제어압연이 적용되는 금속 재료로는 탄소강(V첨가 탄소강), 304 스테인레스강, 구리가 제시되어 있다. 그런데, 본 발명자의 실험에 의하면 초기 가열 시의 결정립이 커지면 동적 재결정을 일으키기 위한 임계 변형량이 너무 크게 되어 실제 열간 압연공정에서 동적재결정을 구현하기가 사실상 곤란하다.
또한 고강도를 얻기 위해서는 탄질화물 석출원소인 나오븀, 티타늄(이하 Ti, Titanium) 등 원소를 가열 시 고용시키고 최종 제품에서 석출시켜 석출강화를 일으켜야 고강도를 확보할 수 있다. 그러나 충분히 고용시키기 위해서는 가열온도를 높이면 되나, 가열온도가 높은 경우는 오스테나이트 결정립이 크게 성장하여 열간압연 시 통상의 압연 방법으로는 미세화 시키기 어려워 높은 강도는 얻을 수 있으나 저온인성을 나쁘게 하는 문제가 있다. 따라서 고강도와 저온인성을 동시에 확보하는 것은 불가능하게 된다.
이에 본 발명의 목적은 상기와 같은 종래의 문제를 해결하여 고강도를 얻음과 동시에 결정립을 미세화시켜 저온인성도 우수한 열연라이프용 강재의 제조방법을 제공하는 데 있다.
본 발명에 의하면, 중량%로, C:0.04-0.08%, Si:0.10-0.40%, Mn:1.20-1.65%, Al:0.010-0.070%, Nb:0.030-0.060%, V:0.030-0.060%, Ti:0.010-0.030%, N: 0.030-0.060%, (단, Ti와 N의 비는 3-4 를 만족한다) 나머지 Fe 및 기타 불가피하게 함유되는 불순물로 조성된 강슬라브를 1200℃-1300℃로 가열한 후 조압연공정의 첫번째 또는 두번째 압연 패스에서 1회 이상의 동적재결정 발생을 위한 임계변형량 이상이 되도록 조압연 속도를 제어하여 압연하고 그 이후 사상압연한 다음500-600℃에서 권취함을 포함하는 열연강재의 제조방법이 제공된다.
본 발명자는 가열 및 열간 압연 조건을 적절하게 제어하여 열간압연 시 동적 재결정의 발생을 적극적으로 활용하여, 초기 조압연 영역에서 동적 재결정이 적어도 1회 이상 일어나도록 압연 온도와 압연속도 및 패스 당 압하율을 제어하여 사상압연 직전의 오스테나이트 결정립 크기를 일정 크기 이하로 하여 사상압연에서의 압하량을 줄여줌으로써 냉각 후 페라이트 결정립을 일정한 수준이상으로 미세화 시키고 권취이후 탄질화물은 석출시켜 극 후물재의 고강도와 저온 충격인성이 동시에 우수한 강재를 제공하고자 하였다.
이하, 본 발명을 상세히 설명한다.
일반적으로 동적재결정을 위해서는 동적재결정을 위한 임계변형량 즉, 동적 재결정개시를 위한 임계 변형량(스트레인)(εC) 이상으로 되어야 한다는 사실은 널리 알려져 있다. 이러한 임계 변형량(εC) 은 최대변형량(εP) 과 함수관계를 갖으며, 최대변형량은 수학식 1, 2로부터 결정된다는 것은 알려진 사실이다.
[수학식 1]
Figure 112001034719111-pat00001
[수학식 2]
Figure 112001034719111-pat00009
여기서, Do 는 오스테나이트 결정립 크기, Z는 Zener-Hollomon parameter, Q는 압연시의 활성화 에너지,
Figure 112001034719111-pat00010
은압연속도이다. 그리고, Nb-V-Ti강의 경우 A는 1.9x10-4이며, p의 경우 0.5, q의 경우 0.17이다.
일례로 대한금속학회지, 제33권 제10호(P1284-1288(1995.10)의 논문에서는 Nb첨가강의 경우에 임계스트레인(εC)이 최대응력변형율(εP)의 0.74-0.82배로 밝히고 있다(εC/εP =0.74-0.82). εC/εP의 연관성은 금속재료에서 고온변형의 고유한 특성으로 변형온도와 변형속도에 무관하게 일정한 값을 갖게 되고 이러한 εC/εP의 관계는 동적재결정 발생시점을 평가하는 중요한 지표로 활용되고 있는 것이다.
본 발명자들은 라인파이프 강재와 같은 Nb첨가강에서
Figure 112001034719111-pat00011
의 관계는 Nb, Si, Mn의 첨가량에 따라서 변화된다는 사실을 실험을 통해 확인하였는데, 그 결과는 수학식 3, 4와 같다.
[수학식 3]
εC/εP = 0.8 - 13[Nbeff] + 112[Nbeff]2
[수학식 4]
Nbeff = [Nb] + [Si]/94 -[Mn]/120
여기서, [Nb]은 탄소강에서 첨가된 Nb의 중량%, [Si]은 탄소강에서 첨가된 Si의 중량%, [Mn]은 탄소강에서 첨가된 Mn의 중량%이며 [Nbeff]는 Nb의 유효중량이다.
즉, Nb이 첨가되지 않는 강의 임계스트레인은 최대응력변형율의 0.8의 값을 가지나, Nb 첨가강은 Nb, Si, Mn의 첨가량에 따라서 변화하게 된다. 즉 [수학식 3]에 나타난 바와 같이 Nb와 Si가 증가할수록 0.8 보다 적어지고, Mn이 증가할수록 증가되게 된다.
본 발명자들은 Nb-V-Ti로 조성되는 라인파이프재의 특성개선을 위해 여러 가지 방법으로 압연을 해 본 결과, 고강도를 얻기 위해 필요한 탄질화물의 석출강화를 위해 고용을 충분히 일으키는 1200℃ 이상의 온도로 가열하면 오스테나이트 결정립 크기가 너무 크게 성장하여 통상의 압연 방법으로는 동적재결정 개시를 위한 임계변형량 이상이 되도록 압연하기가 매우 어렵다는 것을 알게 되었다. 그러나 결정립 미세화에 의한 저온인성을 얻기 위해서는 다음과 같은 근본적인 문제를 해결해야 한다는 것을 발견하였다.
[1] 조압연 초기의 동적 재결정 유도
본 발명에 따르면 초기 가열시의 결정립이 커지면 동적재결정을 일으키기 위한 임계 변형량이 너무 크게 되어 통상의 압연법에 의한 동적재결정을 구현하기가 상당이 어렵다는 것이다. 즉, [수학식 1]에 나타난 바와 같이, 최대 응력변형율은 오스테나이트의 결정립 크기(Do)와 압연 속도(
Figure 112001034719111-pat00012
) 및 압연 온도(T)의 함수로 표시된다. 따라서, 최대 응력변형율을 적게 하여 동적 재결정을 용이하게 일으키기 위해서는 오스테나이트 결정립 크기를 미세화 시키던지 압연온도를 높이던지 압연 속도를 늦추는 것이 매우 중요하다.
따라서, 본 발명에서는 탄질화물의 충분한 고용을 위해 고온으로 가열하여야 하므로 초기 오스테나이트 결정립 크기를 미세화 시키는 것은 어렵고, 압연온도를 낮게하면 재결정 된 결정립 크기는 작게 되는 장점은 있으나 임계 변형율이 커지는 단점이 있다. 따라서 압연속도를 제어하여 최대 임계변형량의 크기를 줄이는데 특징이 있으며, 그 임계크기는0.25 이하로 한다.
이와 같이 본 발명에 따라 조압연 초기 온도가 높은 영역에서 압연속도를 제어하여 최대 임계변형량의 크기를 0.25 이하로 유지하게 되면 통상의 열연공장의 설비를 활용한 압연 과정의 조절에 의해서 동적 재결정을 발생시킬 수 있게 된다.
이러한 본 발명에 적용될 수 있는 라인파이프 강재는 Nb-V-Ti 첨가강으로, 중량%로, C:0.04-0.08%, Si:0.10-0.40%, Mn:1.20-1.65%, Al:0.010-0.070%, Nb:0.030-0.060%, V:0.030-0.060%, Ti:0.010-0.030%, N: 0.030-0.060%, Ti와 N의 비는 3-4 를 만족하고, 나머지 Fe 및 기타 불가피하게 함유되는 불순물로 조성된 강이다. 이 강은 고강도이면서 동시에 우수한 저온인성을 확보하기 위해서 C의 함량을 0.04-0.08%로 하고, 결정립 미세화와 석출강화에 의한 고강도를 얻기 위해서 적정량의 Nb 및 V을 첨가하고, 특히 열간압연을 위한 가열공정에서 결정립을 미세화 시켜 최종 제품에서의 결정립을 미세화 시키기 위해서 적정량의 Ti 을 첨가한다.
이하 강성분에 대하여 설명한다.
상기 C의 함량은 0.04-0.08%로 설정하는 것이 바람직한데, 그 이유는 그 함유량이 0.04% 미만일 경우에는 항복강도 45.5kg/㎟이상을 얻기 어렵고, 반면에 0.08% 초과하는 경우에는 제2상인 퍼얼라이트 또는 시멘타이트가 커지고 분율이 많아져 저온인성이 저하하고 용접부 인성도 나빠지기 때문이다
상기 Si은 그 함량이 0.10-0.40%로 설정하는 것이 바람직하다. 그 이유는 통상 탈산제로서의 역할을 하기 위해서는 0.10% 이상 첨가하여야 하는데, 0.40%를 초과하는 경우에는 용접성 및 저온인성을 나쁘게 하기 때문이다.
상기 Mn 은 그 함량이 1.20% 미만인 경우에는 고용강화 및 변태 온도의 강하에 의한 결정립 미세화에 기인한 강도 증가량이 적어서 목표로 하는 항복강도45.5kg/㎟ 이상을 얻기 어렵고, 1.65%를 초과하는 경우에는 저온인성과 탄소 당량의 증가로 용접 시 저온 균열 감수성이 커진다. 따라서 상기 Mn은 1.20-1.65%로 첨가하는 것이 바람직하다.
상기 Al은 탈산 및 결정립 미세화를 위해서 0.01% 이상 첨가할 필요가 있다. 그러나 그 함량이 0.070%를 초과하는 경우에는 저온인성을 나쁘게 하므로, 그 함량은 0.01-0.070%로 설정하는 것이 바람직하다.
상기 Nb는 열간압연 시 석출에 의한 재결정 억제에 의해 오스테나이트 결정립 미세화로 저온인성 향상과 권취 후 석출에 의한 강화로, 강도를 확보하기 위해서 반드시 필요한 원소로, 다른 원소와의 상호 작용에 의해서 항복강도 45.5kg/㎟ 이상을 얻기 위해서는 적어도 0.030% 이상 첨가되어야 한다. 그러나 그 함량이 0.060%를 초과하는 경우에는 석출 강화량이 너무 커지게 되고 석출물의 크기도 커져 인성을 해치게 된다. 따라서, 상기 Nb은 0.030-0.060% 첨가하는 것이 바람직하다.
상기 V은 Nb와 유사한 역할을 하나 결정립 미세화에 의한 저온인성 향상의 효과 보다는 미량의 첨가에 의해서 권취 후 석출에 의한 강화로 강도를 확보하기 위해서 필요한 원소이다. 즉 다른 원소인 C 등과의 상호 작용에 의해서 항복강도 45.5kg/㎟ 이상을 얻기 위해서는 적어도 0.030% 이상 첨가되어야 한다. 그러나 그 함량이 0.060%를 초과하는 경우에는 Nb와 마찬가지로 석출 강화량이 너무 커지게 되어 인성을 해치게 된다. 따라서, 상기 V은 0.030-0.060% 첨가하는 것이 바람직하다.
상기 Ti은 미량 첨가 원소인 Nb과 V과 달리 슬라브를 가열 시 오스테나이트 결정립의 성장을 억제하여 결정립을 미세화 시키는 역할을 하고, 열간압연 시 압연에 의해 재결정 된 오스테나이트의 결정립 성정을 억제하는데 유효한 원소이다. 따라서 결정립 미세화에 의한 저온인성 향상의 효과에 의해서 강도를 확보하기 위해서 반드시 필요한 원소이다. 즉 N과의 일정한 비인 3.4N이상의 비로 결합하여 석출물로 존재해 결정립계의 이동을 방해함에 의해서 결정립을 미세화 시키는데, 이러한 효과를 제대로 발휘하기 위해서는 적어도 0.010% 이상 첨가되어야 한다. 그러나, 그 함량이 0.030%를 초과하는 경우에는 강 중에 고용상태로 존재하여 용접성을 나쁘게 한다. 따라서, 상기 Ti은 0.010-0.030% 첨가하는 것이 바람직하다. 만약에 Ti를 첨가하지 않으면 압연 시 동적 재결정된 결정립의 급격한 성장이 일어나 재결정의 효과를 상실하게 된다.
상기 N는 강 중에 불가피하게 녹아있는 원소로 최소한 0.0030% 이상 있어야 Ti와 결합하여 가열 시 및 열간압연 후의 결정립의 성장을 효과적으로 억제할 수 있고, 0.0060% 이상 있으면 강 중에 잔류하는 질소를 만들게 되어 용접성을 매우 나쁘게 한다. 따라서 0.0030-0.0060%로 제한하였다.
상기 Ti와 N의 비는 3-4로 제한하였는데, 이 비가 3보다 적은 경우에는 강 중에 잔류하는 유리질소가 많아지게 되어 용접성을 해친다. 그리고 비가 4보다 큰 경우는 강 중에 Ti이 고용상태로 존재하여 용접성을 나쁘게 하므로 3-4로 제한하였다.
상기와 같이 조성되는 강슬라브를 가열하여 열간압연-권취하는데, 이때 슬라브의 가열온도는 1200-1300℃로 설정하는 것이 바람직하다. 도 1에 나타나 있는 바와 같이 가열온도가 1200℃ 보다 낮으면 50um 이하로 결정립은 미세하지만 도 2에 나타난 바와 같이 나오븀의 고용량이 불충분하여 권취 후 석출강화에 의한 강도 확보가 어렵고, 열간압연 시 석출에 의한 미재결정역 압하량이 줄어들어 최종 제품의 결정립 미세화도 어렵게 된다. 그리고 가열온도가 1300℃ 이상이 되면 도 2에 나타난 바와 같이 고용량은 충분하지만 가열 시 결정립 크기가 너무 커져 동적 재결정을 위한 임계 변형량이 커져 동적 재결정을 일으키기 어렵게 되는 단점이 있다. 따라서 저온인성 확보에 한계가 있다.
상기와 같이 가열한 다음에 열간압연하는데, 열간압연은 조압연과 사상압연으로 구분된다. 본 발명에서는 조압연 시 조압연 초기의 고온역에서 동적 재결정을 적어도 1회 이상 발생시키는 것으로, 보다 정확하게는 조압연 영역에서 주어진 압연 온도, 압연 속도에서 패스 당 압하율을 동적 재결정을 일으키기 위한 임계 스트레인(critical strain, εc) 이상되게 압연하여야 한다. 즉, 동적재결정 개시를 위한 임계스트레인은 상기한 수학식 3, 4를 이용하여 구하여 임계스트레인 이상이 되도록 하는 임계압하율을 압연패스에서 가한다.
한편, 열간압연공정에서 동적재결정이후에는 곧 이어 준동적 재결정이 압연간에 발생되는데, 이때의 준동적 재결정립의 크기(dMDRX)는 아래 수학식 5에 나타난 바와 같이, 압연온도와 압연 속도에 의해서 결정되어 진다. 그리고, 정적재결정립 크기(dSRX)는 아래 수학식 6에 나타난 바와 같이 스트레인 즉 압하율과 압연전의 결정립 크기에 의해서 결정되는데, 재결정 속도도 준동적재결정에 비해서 매우 느리다.
[수학식 5]
dMDRX=1370·(
Figure 112001034719111-pat00003
·exp(-45000/RT) )-0.13
[수학식 6]
dSRX = 1.14·ε-0.67 ·do 0.67
따라서, 압연 간의 시간이 충분하지 않아서 재결정이 100% 일어나지 않으면 미 재결정립은 미세화 되지않고 다음 패스의 압연은 받게 되어 결정립 미세화에는 한계가 있고, 또한 균일한 결정립을 얻기가 어렵다. 그리고 더욱 중요한 것은 동적 재결정에 이어서 일어나는 준동적 재결정이 일어나면 정적 재결정에 의한 결정립 미세화 보다는 훨씬 미세한 결정립을 얻을 수 있다. 결론적으로 동적 재결정이 일어나면 정적 재결정에 의한 결정립 미세화 효과 보다도 훨씬 미세하고 균일한 결정립을 얻을 수 있다. 동적 재결정이 일어나면 결정립이 미세하고 균일하나 이를 위해서는 패스 당 압하율을 크게 하여야 한다. 그러나 이를 위해서는 단위 패스에서 큰 변형을 주어야 하는데 이를 위해서는 압연 설비의 능력이 매우 커야 한다. 따라서, 압연 설비 능력에 맞는 임계 압하량을 구해서 설비 능력 한계 내에서 동적 재결정을 적절하게 일으키도록 하면 된다. 이를 정량적으로 구하기 위해 아래 수학식 7을 이용한다. 이 수식은 압연온도와 압하량 및 압연 속도에 따른 압연 변형저항(MFS)을 계산하는 식이다.
[수학식 7]
MFS = MFSMisaka(0.68+0.161[Mn]+2.47[Mo]+0.86[V]+4.03[Ti]+0.29[Mo])
Figure 112001034719111-pat00005
식 7은 동적 재결정을 일으키기 위해서 설정한 압하율 및 압연 속도 등을 이용해서 실제 압연이 가능한지를 판단하기 위해서 사용하는 수식으로 MFS는 평균 변형응력, ε은 압연 스트레인, 은 압연 스트레인 레이트(압연 속도), p는 압하력, w는 압연소재의 폭, R은 롤 반경, H와 h는 압연 소재의 압연 전 및 후의 두께, Q는 압연 형상에 관한 상수이다.
본 발명에 따라 조압연공정에서 동적재결정 개시를 위한 임계스트레인 이상이 되도록 하는 임계압하율을 압연패스에서 가하여 압연한 다음에는, 통상의 방법에 따라 사상압연한다.
상기와 같이 압연한 다음에는 500-600℃에서 권취하는 것이 바람직하다. 권취온도가 600℃ 보다 높으면 페라이트 결정립 크기가 조대해지고 이와 아울러 제 2상인 시멘타이트의 조직이 조대해지므로 충격인성을 나쁘게 한다. 그리고 500℃ 미만으로 낮아지면 조직이 미세한 페라이트와 시멘타이트의 혼합 조직에서 베이나이트 단상의 조직으로 변화되어 충격인성이 나빠지게 된다. 이와 아울러 약 15mm 이상 두께의 극 후물재를 500℃ 미만으로 냉각하기 위해서는 냉각 능력이 아주 우수해야 되고 이렇게 저온으로 냉각된 소재를 권취하기 위해서는 권취기의 능력이 탁월하여야 한다. 따라서 설비상의 한계로 사실상 구현하기 어렵다.
이하, 본 발명을 실시예를 통하여 보다 구체적으로 설명한다.
[실시예 1]
하기 표 1과와 같은 성분의 강을 이용하여 본 발명의 조건인 조압연 조건에서 동적 재결정을 적어도 1회 이상 일으킨 본 발명강인 동적 재결정 제어강, 비교재로서 동적 재결정에 필요한 임계 스트레인 이하로 각 패스의 압하를 행한 정적 재결정 제어강 및 단위 패스 10% 정도로 최소 압하율 제어강을 각각 제조하여 강도와 인성을 조사하였다. 이때 최종 제품의 두께는 16mm 였다. 그 결과를 도 3과 4에 각각 나타 내었다.
강종 C Si Mn Nb V Ti N 가열온도 (℃) 권취온도 (℃)
발명강 0.06 0.20 1.44 0.038 0.043 0.015 0.0040 1250 550
도 3, 4에 나타난 바와 같이, 본 발명의 조건을 만족하는 동적 재결정 제어강은 항복강도 45.5kg/mm2 이상, 저온 충격인성 즉 본 발명에서 시험한 모든 온도에서 충격흡수 에너지가 300 Joule 이상으로 극히 높은 값을 나타내었다. 따라서 이러한 강재는 지구상의 극한지에서도 사용이 가능한 강재의 저온인성을 갖고 있다. 그러나 정적 재결정 제어강은 전 시험 온도구간에서 300Joule 이하 200Joule 이상이었고, 최소 압하율 제어강은 200 Joule 이하의 낮은 값을 나타내었다.
그리고 가열온도를 1300℃ 이상으로 가열하면 도 1에 나타난 바와 같이 100um 이상으로 결정립이 성장하는데 이와 같이 결정립이 성장하면 동적 재결정을 위한 임계 압하량이 증가하게 된다. 그리고 임계 압하량을 가하기 위한 압하력도 동시에 증가하게 되고 압하력이 가능하다고 하더라도 일정한 변형량 혹은 압하량 이상을 가하게 되면 압연기로의 취입이 어려워 스립이 발생된다.
[실시예 2]
표 1과 같은 조성으로 가열온도 및 조압연 초기 압연온도와 압연속도를 표 2와 같은 조건으로 변경시킨 경우 동적 재결정을 일으키기 위한 임계변형량을 각각 구하 여 비교하고 각 조건에 대한 재질시험 결과를 표 3에 나타내었다.
가열온도(℃) 초기결정립 크기(㎛) 첫 패스 압연온도(℃) 압연속도(MPM) 동적재결정을 위한 첫패스 임계변형량
발명강 1250 78 1200 38 0.24
비교강1 1250 78 1200 90 0.32
비교강2 1150 40 1150 90 0.29
비교강3 1350 135 1250 90 0.31
가열온도(℃) 초기결정립 크기 (㎛) 나오븀 고용량(%) 항복강도 (kg/㎟) 충격인성 (-40℃,J)
발명강 1250 40 0.038 50.6 403
비교강 1 1250 40 0.038 46.5 265
비교강 2 1150 78 0.031 43.9 409
비교강 3 1350 135 0.040 47.8 223
표 2에 나타난 바와 같이 비교강 1은 발명강과 동일한 가열조건이나 압연속도가 빨라서 동적 재결정을 위한 임계변형량이 0.3 이상이어서 공업적으로 사용하는 압연기에서 구현하기 어렵고 비교강 2는 발명강에 비해 가열 시 초기 결정립 크기는 미세하나 압연온도가 낮아 0.25 이상의 변형량이 필요하고 비교강 3은 초기 결정립 크기가 너무 크므로 압연온도가 높을지라도 임계변형량이 0.25를 초과하게 된다.
표 3은 각각의 경우에 대한 재질을 나타낸 것이다. 결과에 의하면 발명강이 강도와 인성이 가장 높고 비교강 1은 발명강에 비해 강도와 인성 모두 나쁘게 되었다. 이는 발명강과 마찬가지로 고용량은 동일하지만 동적 재결정에 의한 결정립 미세화가 충분하지 않아서 강도와 인성 모두 나쁘게 되었다. 비교강 2는 고용량이 발명강에 비해 적기 때문에 석출강화량이 적어 강도가 낮게 되었으나 인성은 발명강과 거의 유사한 값을 나타내었다. 그러나 비교강 3은 고용량은 충분하지만 결정립 미세화가 미흡하여 인성은 가장 나쁘게 나타났다.
상술한 바와 같이 본 발명에 의하면, 극 후물 고강도 저온 충격인성이 우수한 강재를 막대한 설비 투자 없이, 그리고 새로운 제어압연 방법 즉 설비의 능력을 고려한 동적 재결정을 활용하여 최적 인자를 설정함으로써 결정립 크기의 미세화 및 균일화를 통하여, 고강도이고 저온 충격 인성이 우수한 강재를 제조할 수 있어서, 공업적 이용가치가 매우 높은 효과가 있다. 특히 전체 파이프 라인의 건설에 들어가는 파이프를 각각 시험할 수 없으므로 극 후물재의 강도 및 저온 충격인성의 안정적 확보는 공업적으로 매우 중요한 효과가 있다.

Claims (1)

  1. 중량%로, C:0.04-0.08%, Si:0.10-0.40%, Mn:1.20-1.65%, Al:0.010-0.070%, Nb:0.030-0.060%, V:0.030-0.060%, Ti:0.010-0.030%, N: 0.030-0.060%, (단, Ti와 N의 비는 3-4 이다).
    나머지 Fe 및 기타 불가피하게 함유되는 불순물로 조성된 강슬라브를 1200℃-1300℃로 가열한 후 조압연공정의 첫번째 또는 두번째 압연 패스에서 1회 이상의 동적재결정 발생을 위한 임계변형량 이상이 되도록 조압연 속도를 제어하여 압연하고, 그 이후 사상압연한 다음500-600℃에서 권취함을 포함하는 고강도 저온인성이 우수한 라인파이프용 열연강재의 제조방법
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