KR100904581B1

KR100904581B1 - 내진성이 우수한 프레스 벤딩 냉간성형 원형 강관의제조방법

Info

Publication number: KR100904581B1
Application number: KR1020070031001A
Authority: KR
Inventors: 도요아키 시와쿠; 미쓰아키 시바타
Original assignee: 가부시키가이샤 고베 세이코쇼
Priority date: 2006-03-31
Filing date: 2007-03-29
Publication date: 2009-06-25
Also published as: JP4912013B2; KR20070098678A; CN101045974A; CN100487151C; JP2007270304A

Abstract

본 발명은, 인장강도가 490MPa급 이상이며 항복비가 85% 이하인 원형 강관을 프레스 벤딩 냉간성형에 의해 제조하는 방법으로서, 소정의 화학 성분 조성을 갖고, 판 두께가 t(mm)인 강판으로서, 상기 강관의 외경을 D(mm), 강관 제품 규격의 항복강도를 YS₀(MPa) 이상, 인장강도를 TS₀(MPa) 이상으로 했을 때, 항복강도가 (YS₀-980t/D) 내지 (YS₀-980t/D+120)(MPa), 인장강도가 (TS₀-560t/D) 내지 (TS₀-560t/D+100)(MPa), 항복비가 (75-82t/D)(%) 이하, 표리면으로부터 깊이 1mm에서의 경도가 HV 140 내지 200이 되도록 각각 제어된 강판을 준비하고, 상기 강판을 프레스 벤딩 냉간성형에 의해 원형 강관으로 성형하고, 프레스 벤딩 냉간성형 후에 열처리를 행하지 않는 것을 특징으로 한다. 후강판을 강관으로 성형한 후에, SR 처리를 실시하지 않더라도 소정의 기계적 특성을 발휘할 수 있는 인장강도 490 MPa급 이상의 저항복비 냉간성형 원형 강관을 제조하기 위한 유용한 방법이 제공된다.

Description

내진성이 우수한 프레스 벤딩 냉간성형 원형 강관의 제조방법{METHOD OF MANUFACTURING A PRESS BENDED COLD FORMED CIRCULAR STEEL EXCELLENT IN EARTHQUAKE-PROOF PERFORMANCE}

도 1은 가공도(t/D)와 성형 후의 항복응력 변화량 △YS의 관계를 나타내는 그래프이다.

도 2는 가공도(t/D)와 성형 후의 인장강도 변화량 △TS의 관계를 나타내는 그래프이다.

도 3은 가공도(t/D)와 성형 후의 항복비 변화량 △YR의 관계를 나타내는 그래프이다.

본 발명은, 강판을 냉간성형에 의해 강관으로 제조한 후에 열처리를 행하지 않고, 강관 인장강도가 490MPa급 이상인 냉간성형 원형(圓形) 강관을 프레스 벤딩 냉간성형법을 적용하여 제조하는 방법에 관한 것으로, 특히 내진성이 우수하여 건 축 구조물에 적합하게 이용할 수 있는 프레스 벤딩 냉간성형 원형 강관을 제조하기 위한 유용한 방법에 관한 것이다.

건축 구조물의 기둥재에 사용되는 원형 강관에는, 내진 안전성의 관점에서 항복비(YR)(=항복응력(YS)/인장강도(TS))를 85% 이하로 할 것이 요구되고 있다. 한편, 냉간성형에 의해 강관을 제조하는 방법으로서는, 라인파이프용 강관에 적용되고 있는 UOE 성형법(Uing press-Oing press-expander 법) 외에, 프레스 벤딩 냉간성형법(이하, 간단히 「프레스 벤딩법」이라고 부르는 경우가 있다)이 기본적으로 채용되고 있다.

상기 성형법 중, UOE 성형법에서는 고능률이면서 정밀도 높은 가공이 가능하지만, 설비 능력의 한계로부터 강판 두께 t가 40mm 미만이고 t/D(D: 강관의 외경)가 0.05 미만인 경우로 한정된다. 이에 대하여 프레스 벤딩법은 강판의 일부(직선부)를 엠보싱 굴곡 가공하고, 순차적으로 엠보싱 위치를 이동시켜 원형으로 성형하는 방법으로, 가공 능력이 높은 방법이다. 따라서, 건축 구조물의 기둥재에 사용되는 것과 같은, 강판 두께 t가 40mm 이상인 후강판에서 t/D가 0.05 내지 0.10과 같이 강한 가공이 요구되는 강관의 성형에는, 프레스 벤딩법이 적용되어진다.

이러한 프레스 벤딩법에서, t/D가 0.05 이상으로 되는 굴곡 성형을 행한 경우에는, 항복비(YR)의 상승이 커져 85%를 초과하여 버리는 경우가 많기 때문에, 성형 후(제관 후)의 강관에는 잔류 응력의 제거를 목적으로 한 소둔(Stress Relieving: SR 처리)을 실시하지 않을 수 없어, 고비용화, 공사 기간의 장기화 및 생산성의 저하를 초래하였다.

또한, 냉간성형 후에 열처리를 행하지 않는 방법에서는, 가공도(t/D)가 작은(예컨대, 0.05 미만) 강관에서는 항복비(YR)를 85% 이하로 확보할 수 있더라도, 가공도(t/D)가 커지면(예컨대, 0.05 이상) 항복비(YR)를 85% 이하로 확보한 강관은 제조할 수 없는 것이 실정이다.

냉간성형 강관이나 이러한 강관에 적용하는 강판에 관한 기술로서, 지금까지도 다양한 것이 제안되어 있다. 예컨대, 일본 특허공개 제2005-163159호 공보에는, 590MPa급의 건축용 저항복비 강관에 이용하는 강판을 제조하는 기술로서, 열간 압연 후 Ar₃ 온도 이하로부터 직접 담금질하고, 그 후 탬퍼링을 행하지 않는 방법이나, Ac₁ 내지 Ac₃의 온도 범위로 재가열하여 담금질하고, 그 후 탬퍼링을 행하지 않는 방법 등에 의해서 인장강도가 680MPa 이상이며 항복비(YR)가 80% 이하인 강판을 제조하고, 강관으로의 냉간성형 후 Ac₁이하의 온도에서 열처리함으로써 강관의 인장강도(TS)를 적정한 범위로 조정하는 것이 개시되어 있다.

그러나, 이 기술은 냉간성형 후 Ac₁이하의 온도에서 강관을 열처리하는 것을 전제로 한 것이고, 강판 단계에서의 항복비(YR)는 낮지만 인성이 낮고, 더구나 인장강도(TS)가 지나치게 높아지기 때문에, 제관한 후의 열처리가 필수적이어서, 고비용화, 공사 기간의 장기화 및 생산성의 저하라는 문제는 해소되지 않은 상태이다.

일본 특허공개 제1994-128641호 공보에는, 건축용 저항복비 강관의 제조방법으로서, 열간 압연 후, 공냉 또는 수냉한 강판을 가공도(t/D)가 0.10 이하(10% 이 하)인 범위에서 냉간성형에 의해 제관하고, 그 강관을 700 내지 850℃의 온도로 재가열하여 담금질하는 방법이 제안되어 있다. 또한, 일본 특허공개 제2004-300461호 공보에는, 강판을 Ac₃이상의 온도로 가열한 후 실온까지 급냉하고, 그 후 Ac₁ 내지 Ac₃의 2상역 온도로 가열한 후 공냉한 강판을 제관하고, 또한 500 내지 600℃의 온도 범위로 재가열하는 방법이 개시되어 있다. 이들 기술도 상기 일본 특허공개 제2005-163159호 공보와 마찬가지로, 냉간성형 후(제관 후)에 열처리하는 것을 전제로 한 기술이며, 고비용화, 공사 기간의 장기화 및 생산성의 저하라는 문제가 있다.

한편, 강관으로 성형 후에 열처리를 실시하지 않는 방법으로서, 예컨대 일본 특허공개 제1995-109521호 공보와 같은 기술도 제안되어 있다. 이 기술에서는, 열간 압연 후에 Ac₃ 내지 1000℃로 재가열하여 담금질하고, 계속해서 700 내지 850℃의 온도로 재가열하여 담금질하고, 또한 Ac₁점 이하에서 탬퍼링 처리를 행함으로써, 강판의 항복비(YR)를 YR(%)≤80-0.8×[(t/D)×100]으로 제어하고, 이 강판을 이용하여 t/D≤0.10의 범위에서 냉간성형에 의해 강관을 제작하는 것이고, 이것에 의해 판 두께: 100mm 이하, 관축 방향의 YR이 80% 이하인 건축용 저항복비 600MPa급 강관을 얻는 것이다.

또한, 일본 특허공개 제1994-264144호 공보에는, 열간 압연 후, 750℃ 이상의 온도로부터 상온까지 담금질하고, 계속해서 700 내지 850℃의 온도로 재가열하 여 담금질하고, 또한 Ac₁점 이하에서 탬퍼링 처리를 행함으로써, 강판의 항복비(YR)를 YR(%)≤80-0.8×[(t/D)×100]으로 제어하고, 이 강판을 냉간성형에 의해 강관을 제작하는 방법이 개시되어 있다.

또한, 일본 특허공개 제1994-264143호 공보에는, 마무리 온도를 Ar₃+120℃ 내지 Ar₃+20℃로 하여 압연을 행한 후 공냉하고, Ar₃-20℃ 내지 Ar₃-100℃로부터 200℃ 이하까지 담금질하고, 또한 Ar₃이하의 온도에서 탬퍼링함으로써, 강판의 항복비(YR)를 YR(%)≤80-0.8×[(t/D)×100]으로 제어하고, 그 강판을 냉간성형하여 강관으로 하는 방법이 개시되어 있다.

상기 일본 특허공개 제1995-109521호 공보, 일본 특허공개 제1994-264144호 공보, 일본 특허공개 제1994-264143호 공보의 기술은 590MPa급의 강관에 관한 것이지만, 항복비(YR)의 저감을 도모하기 위한 것일 뿐이고, 강관 규격의 항복응력(YS)이나 인장강도(TS)를 그대로 강판에 적용한 것이다. 따라서, 강판에서의 적정한 항복응력(YS)이나 인장강도(TS)가 달성되었다고는 말하기 어려운 것이다. 이러한 점으로부터, 강관으로의 성형 후에 항복응력(YS)과 인장강도(TS)가 강관에서의 최적치로부터 크게 벗어나 대폭 상회하게 된다. 강관의 강도가 높아지면, 강관 기둥의 내진성(항복비(YR), 인성)이 열화되는 동시에, 강판 단계에서의 항복응력(YS)과 인장강도(TS)의 제어를 행하고 있지 않기 때문에, 강관으로의 성형 후의 항복응력(YS)과 인장강도(TS)의 변동이 커져, 건축 구조물의 균일한 소성 변형능이 저하되어, 구조물로서의 내진성에 문제가 생기게 된다. 이러한 문제를 회피하기 위해 서는, 결국 강관 성형 후의 열처리가 필요하게 된다.

또한, 항복비(YR)만을 80-0.8[(t/D)×100](%)까지 저감한 정도(예컨대, t/D가 0.1%일 때에는 YR 72% 정도로 된다)의 강판에서는, 가공도(t/D)가 작은 강관으로는 제관될 수 있었다고 해도, 가공도(t/D)가 0.1인 강한 굴곡 가공을 했을 때에는 항복비(YR)가 지나치게 크게 상승하여, 항복비(YR)의 상한(85%)을 훨씬 상회하는 경우가 많아져, 결과적으로 강관의 열처리가 필요하게 된다. 따라서, 강판의 항복비를 이 정도로 규정한 것 만으로는, 냉간성형한 채로 열처리를 불필요하게 하는 강관을 확실히 얻는 것은 불가능하다.

상기 기술 외에, 강관성형 조건을 포함시킨 기술로서, 예컨대 일본 특허공개 제1998-31081호 공보에는, Ar₃이상의 온도에서 열간 압연한 후, Ar₃-50℃±30℃까지 가속 냉각하고, 그 후 1 내지 150초 유지한 후, 400 내지 600℃까지 1 내지 40℃/초의 냉각 속도에서 가속 냉각하고, 수득된 강판을 제관하고, 또한 확관함으로써, 제관 후 열처리를 필요로 하지 않는 강관의 제조방법에 관하여 제안되어 있다. 그러나, 이 기술은 라인파이프용 강관의 제조를 상정하는 것이고, 강판 두께도 50mm까지 한정되는 것으로서, 더구나 제관 후에 확관율 0.8% 이상의 확관 공정이 필요한 것이다.

또한, 일본 특허공개 제1993-156357호 공보에는, 780℃ 이상의 온도에서 압연을 종료하고, 그 후 공냉한 강판을 UOE법에 의해 제관함으로써, 제관 후 열처리를 필요로 하지 않는 490MPa급 강관의 제조방법에 관하여 제안되어 있다. 그러나, 이 기술도 라인파이프용 강관의 제조를 상정하는 것이고, UOE법에서는 강판 두께가 50mm 정도까지이며, 강판 두께가 50 내지 100mm까지의 후강판에는 적용할 수 없는 것이다.

본 발명은 이러한 상황하에서 이루어진 것으로, 그 목적은 판 두께가 50mm 이상인 후강판을 프레스 벤딩법에 의해 강관으로 성형하는데 있어서, 성형 후에 SR 처리를 실시하지 않더라도, 소정의 기계적 특성을 발휘할 수 있는 인장강도 490MPa급 이상의 저항복비 냉간성형 원형 강관을 제조하기 위한 유용한 방법을 제공하는 데에 있다.

상기 목적을 달성할 수 있었던 본 발명의 제조방법은, 인장강도가 490MPa급 이상이며 항복비가 85% 이하인 원형 강관을 프레스 벤딩 냉간성형에 의해 제조하는 방법으로서, C: 0.02 내지 0.20%(질량%의 의미, 이하 동일), Si: 0.05 내지 0.5%, Mn: 0.50 내지 2.0%, Al: 0.01 내지 0.1% 및 N: 0.002 내지 0.007%를 각각 함유하는 동시에, P: 0.02% 이하 및 S: 0.008% 이하로 각각 억제하고, 잔부가 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지고, 판 두께가 t(mm)인 강판으로서, 상기 강관의 외경을 D(mm), 강관 제품 규격의 항복강도를 YS₀(MPa) 이상, 인장강도를 TS₀(MPa) 이상으로 했을 때, 항복강도가 (YS₀-980t/D) 내지 (YS₀-980t/D+120)(MPa), 인장강도가(TS₀-560t/D) 내지 (TS₀-560t/D+100)(MPa), 항복비가 (75-82t/D)(%) 이하, 표리면으로부터 깊이 1mm에서의 경도가 HV 140 내지 200이 되도록 각각 제어된 강판을 준비하고, 상기 강판을 프레스 벤딩 냉간성형에 의해 원형 강관으로 성형하고, 프레스 벤딩 냉간성형 후에 열처리를 행하지 않는 것을 특징으로 한다.

본 발명에서 대상으로 하는 강판에는, 필요에 따라 추가로, (a) Cu: 0.1 내지 1%, Ni: 0.1 내지 1.5%, Cr: 0.1 내지 1% 및 Mo: 0.1 내지 1%로 이루어진 군으로부터 선택되는 1종 이상, (b) Nb: 0.005 내지 0.05%, (c) V: 0.005 내지 0.1%, (d) B: 0.0005 내지 0.003%, (e) Ca: 0.0005 내지 0.005% 및/또는 희토류 원소: 0.005 내지 0.05%, (f) Ti: 0.005 내지 0.025% 등을 함유하는 것도 유효하고, 이들 함유되는 성분에 따라 강관의 특성을 더욱 향상시킬 수 있다.

본 발명에 의하면, 강판의 화학 성분 조성을 적정하게 조정하는 동시에, 적절한 열처리를 실시한 후강판을 이용함으로써, 프레스 벤딩법에 의해 강관으로 성형 후에 SR 처리를 실시하지 않더라도, 저항복비에서 490MPa 이상의 냉간성형 원형 강관을 얻을 수 있고, 이 강관은 내진성이 요구되는 건축 구조물에 적합하게 이용할 수 있다.

발명을 실시하기 위한 최선의 형태

건축 구조물용의 원형 강관 기둥재는, 후강판을 소재로 이용하고 프레스 벤딩법이 적용되어 프레스 굴곡 가공에 의해 제관되는 것이지만, 이러한 방법으로 강 하게 가공(상기 가공도 t/D에서 0.5 이상)하면, 제관 후의 항복비(YR)의 상승이 커지기 때문에, 항복비(YR)를 저감하기 위해 냉간성형(제관) 후에 SR 처리가 행해지는 것이 일반적이다. 그러나, 제관 후에 열처리를 실시하는 것은 비용적으로도 생산성의 점에서도 문제가 있다. 이러한 점으로부터, 본 발명자들은 제관 후에 SR 처리를 생략할 수 있는 방법에 관하여 다양한 각도에서 검토했다. 특히, 상기 열처리는 냉간성형 후의 강관 품질을 안정화시키는 효과도 있으므로, 제관 후 열처리를 생략하기 위해서는 제관 후의 품질을 안정화시키는 것이 중요하다는 지견에 기초하여 검토했다.

본 발명자들이 검토한 바에 의하면, 냉간성형 후의 기계적 특성(항복응력(YS), 인장강도(TS) 및 항복비(YR))의 변화량은 단순한 인장 변형에서의 변화량의 측정으로는 파악(예측)할 수 없는 것으로 밝혀졌다. 예컨대, 인장 예비변형 후의 항복응력(YS)이나 인장강도(TS)의 변화량은 일본용접협회의 WES 규격(WES2808-2003)에 기재되어 있지만, 제관 후의 변화량은 WES 규격의 기재로부터는 예측할 수 없는 사정이 존재한다. 이러한 사정으로서 하기 (a) 내지 (c)의 3가지를 들 수 있다.

(a) WES 규격에서는 인장 예비변형의 방향과 예비변형 후의 인장시험의 방향이 동일 방향이지만, 제관에서의 굴곡 변형 방향과 제관 후의 인장시험 방향은 직각 방향이다.

(b) WES 규격에서의 인장 예비변형은 전체판 두께에 균일하게 부여되어 있기 때문에, 예비변형 후의 인장시험에서는 균일한 예비변형재에서의 시험이지만, 굴곡 가공에서의 변형은 최표면에서의 변형이 가장 크고, 판 두께 방향으로 변형 분포가 경사져 있기 때문에, 굴곡 가공 후의 인장시험에서는 시험편의 단면 방향으로 예비변형 분포가 있는 재료의 인장 특성을 평가하게 된다.

(c) WES 규격에서는, 이상적인 균일 인장 예비변형 후의 인장 특성이지만, 실제로의 굴곡 가공에서는 프레스 굴곡의 엠보싱을 한 부분과 엠보싱을 하지 않은 부분에서 변형이 크게 달라서, 내주 방향에서 균일한 예비변형으로 되어 있지 않다.

이와 같이, 프레스 굴곡 가공 후의 기계적 특성(항복응력(YS), 인장강도(TS) 및 항복비(YR))의 변화량은 예비변형 방향이 다름에 의한 하우징거 효과나, 판 두께 방향의 변형 분포가 다른 것, 형 굴곡 변형의 영향 등, 이상적인 인장 예비변형 후의 기계적 특성(항복응력(YS), 인장강도(TS) 및 항복비(YR))의 변화량과는 다르기 때문에, 제관 후의 기계적 특성을 정확히 예측할 수는 없다.

WES 규격에 의하면, 예비변형량을 ε로 했을 때, 항복응력(YS)의 변화량 △YS, 인장강도(TS)의 변화량 △TS는 각각 △YS=4400ε, △TS=800ε로 주어지는 것으로 되어 있다. 그러나, 인장 변형과 굴곡 변형은 근본적으로 다른 개념이어서, 그에 대응시킬 수는 없다. 즉, 인장 변형량은 없어서, 굴곡 가공도(t/D)라는 요건을 고려하지 않으면 성형 후의 강관의 기계적 특성의 변화량을 정확히 평가할 수는 없다.

그래서, 본 발명자들은 예비변형 방향의 차이의 영향, 실제의 굴곡 가공 후의 인장 성능의 변화량에 관하여 다양한 실험을 행했다. 그리고, 인장 예비변형의 방향을 직각 방향으로 한 실험 결과에서는, 항복응력(YS)의 변화량(△YS)은, 같은 예비변형에도 불구하고 절반 이하라는 결과로 되었다. 이러한 현상이 생기는 이유에 관해서는, 분명히 하우징거 효과와 같은 새로운 현상에 의한 것이라고 여겨지고, 여기서는 WES 규격과 같은 예비변형 식으로는 도저히 예측할 수 없는 것으로 밝혀졌다.

또한, 굴곡 가공이라는 미지의 요소를 가한 경우, 굴곡 가공에 의한 가공 경화는 인장에 의한 가공 경화보다도 큰 것으로 밝혀졌다. 즉, 인장강도(TS)의 변화량(△TS)은 WES 규격에서 예측되는 변화량과 비교하여 1.5배 정도 커지는 결과가 얻어진 것이다. 이러한 결과가 생기는 것은 프레스 굴곡 성형에서는 소성 변형량이 커짐에 의한 것으로 여겨졌다.

굴곡 가공 후에 열처리를 실시하지 않는 경우에는, 굴곡 가공 후의 인장 특성의 변화량을 정확히 예측하지 않으면, 강관의 인장 특성을 안정하게 확보할 수 없지만, 지금까지의 기술에서는 굴곡 가공 후의 기계적 특성을 예측하여 강관을 제조하는 것은 곤란하다.

본 발명자들이, 다양한 강판(본 발명에서 규정하는 화학 성분을 만족하는 것)에 관하여 프레스 굴곡 가공 성형했을 때의 기계적 특성의 변화량(상기 △YS, △TS, △YR)과 가공도(t/D)의 관계에 관하여 조사했다(인장시험조건은 후기 실시예 참조). 그 결과를, 도 1 내지 3에 나타낸다(x축으로 t/D, y축으로 △YS, △TS 또는 △YR로 한 것). 즉, 도 1은 가공도(t/D)와 성형 후의 항복응력 변화량 △YS의 관계, 도 2는 가공도(t/D)와 성형 후의 인장강도 변화량 △TS의 관계, 도 3은 가공 도(t/D)와 성형 후의 항복비 변화량 △YR의 관계를 각각 나타내는 그래프이다.

강판 두께를 t, 강관의 외경을 D로 했을 때, 굴곡 가공도(t/D)에 따른 변화량(△YS, △TS, △YR)을 최소 제곱법으로 근사식을 산출한 결과, 가공도(t/D)가 0.05 내지 0.1인 범위에서는 하기 수학식 1 내지 3의 관계가 성립하는 것으로 밝혀졌다(상기 도 1 내지 3 참조).

이들 관계식으로부터, 강관 성형 후의 기계적 특성을 강관의 굴곡 가공도에 따라 예측하는 것이 가능해지므로, 강판에서의 목표 품질을 설정하는 것과, 강판의 품질을 제어함으로써 강관에서의 품질을 정밀하게 관리하는 것이 가능해진다. 즉, 강관 제품 규격의 항복응력(YS)의 하한을 YS₀(MPa), 인장강도(TS)의 하한을 TS₀(MPa), 항복비(YR)의 상한을 85%로 했을 때, 목표로 하는 항복비(YR)를 83%로 하면, 490 내지 550MPa급의 강판 규격에서의 항복응력(YS)과 인장강도(TS)의 밸런스로부터, 강관에서의 목표로 되는 항복응력(YS)은 YS₀(MPa)+100(MPa), 강관에서의 목표로 되는 인장강도(TS)는 TS₀+50(MPa)로 설정할 수 있다.

또한, 강판 자체의 기계적 특성의 편차나, 강관으로의 성형 후의 기계적 특성의 편차를 고려하여, 강판의 목표 YS 범위를 120MPa, 목표 TS 범위를 100MPa로 하면, 사용되는 강판에 있어서 목표로서 관리되는 기계적 특성은 하기 수학식 4 내지 6의 범위로 할 필요가 있다.

강관 규격에 한정됨이 없이, 강판 단계에서의 목표 성능을 명확화하여 제조 관리하는 것이, 냉간성형 후의 강관의 기계적 특성을 안정화시켜 제관 후에 열처리를 생략할 수 있게 되는 것이다. 즉, 제관 후의 열처리를 생략하고, 또한 제관 후의 품질을 안정화시키기 위해서는, 제관 후의 기계적 특성의 변화량을 높은 정밀도로 예측하고, 이 예측에 기초하여 강판 단계에서 적정한 품질을 만드는 것이 매우 중요하다.

한편, 제관 전의 강판 표리면의 경도가 지나치게 높으면, 프레스 굴곡 가공시에 균열이 발생하기 때문에, 강판의 표리면으로부터 1mm에서의 단면 경도를 비커스 경도 HV로 200 이하로 할 필요가 있다. 단, 표리면 경도가 지나치게 낮으면, 프레스 굴곡 가공 후의 강관의 인장강도(TS)를 490MPa급 이상으로 확보할 수 없게 되기 때문에, 강판 단계에서의 표리면 경도는 140HV 이상으로 할 필요가 있다.

다음으로, 본 발명에서 강판에서의 화학 성분 조성을 상기와 같이 한정하는 이유에 관하여 설명한다. 본 발명에서 이용하는 강판은, 상기한 바와 같이 C: 0.02 내지 0.20%, Si: 0.05 내지 0.5%, Mn: 0.50 내지 2.0%, Al: 0.01 내지 0.1% 및 N: 0.002 내지 0.007%를 각각 함유하는 동시에, P: 0.02% 이하 및 S: 0.008% 이하로 각각 억제한 것인데, 이들 원소의 범위한정 이유는 다음과 같다.

[C: 0.02 내지 0.20%]

C는 강도 상승에 유효한 원소이지만, 과잉으로 함유되면 마르텐사이트 조직 등의 경화 조직이 발생하기 때문에, 담금질 후의 표면 부근이 딱딱하게 되어, 굴곡 가공성이 열화될 뿐만 아니라, 용접성이나 인성이 열화되는 원인이 되기 때문에, C 함유량의 상한을 0.20%로 한다. 그러나, C 함유량이 0.02% 미만이 되면, 강도 부족(인장강도로 490MPa 미만)이 생기게 된다. 한편, C 함유량의 바람직한 하한은 0.05%이고, 바람직한 상한은 0.16%이다.

[Si: 0.05 내지 0.5%]

Si는 탈산을 위해 0.05% 이상 함유시키는 것이 필요하지만, 0.5%를 초과하여 과잉으로 함유시키면 용접성이 저하되게 된다. 이러한 점으로부터, Si 함유량은 0.05 내지 0.5%로 할 필요가 있다. 한편, Si 함유량의 바람직한 하한은 0.1%이고, 바람직한 상한은 0.4%이다.

[Mn: 0.50 내지 2.0%]

Mn은 강도와 인성을 동시에 높이는 원소로서 유효하다. 이러한 효과를 발휘 시키기 위해서는, Mn은 0.50% 이상 함유시킬 필요가 있다. 그러나, Mn을 과잉으로 함유시키면 용접성이 열화되기 때문에, 상한을 2.0%로 한다. 한편, Mn 함유량의 바람직한 하한은 0.8%이고, 바람직한 상한은 1.6%이다.

[Al: 0.01 내지 0.1%]

Al은 탈산을 위해 적어도 0.01% 함유시킬 필요가 있지만, 과잉으로 함유시키면 비금속 개재물이 증가하여 인성이 저하되기 때문에, 0.1% 이하로 할 필요가 있다. 한편, Al 함유량의 바람직한 하한은 0.02%이고, 바람직한 상한은 0.05%이다.

[N: 0.002 내지 0.007%]

N은 제강시에 불가피적으로 혼입되고, 완전히 제거하기 어렵기 때문에, 그의 하한은 0.002%로 했다. 또한, N 함유량이 과잉으로 되면, 냉간 굴곡 가공 후의 변형 시효에 의한 인성이 열화되기 때문에, 0.007% 이하로 할 필요가 있다. 한편, N 함유량의 바람직한 상한은 0.006%이다.

[P: 0.02% 이하]

P는 불가피적으로 혼입되어지는 불순물이지만, 그의 함유량이 과잉으로 되면 강판의 인성을 열화시키기 때문에, 0.02% 이하로 억제해야 한다. 한편, P 함유량은 바람직하게는 0.015% 이하로 억제하는 것이 좋다.

[S: 0.008% 이하]

S도 불가피적으로 혼입되어지는 불순물이지만, 그의 함유량이 과잉으로 되면 강판 두께 방향의 성능을 열화시키는 동시에, 판 두께 중심부에 MnS의 개재물을 생성시켜 굴곡 가공시에 그의 계면으로부터의 균열 발생을 초래하기 때문에, 0.008% 이하로 억제해야 한다. 한편, S 함유량은 바람직하게는 0.006% 이하로 억제하는 것이 좋다.

본 발명에서 이용하는 강판에 있어서, 상기 성분 외에는, Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지는 것이지만, 용제상 불가피적으로 혼입되는 미량 성분(허용 성분)도 포함할 수도 있고(예컨대, Co, Mg, Zr 등), 이러한 강판도 본 발명에 이용하는 강판의 범위에 포함되는 것이다. 또한, 본 발명에서 이용하는 강판에는, 필요에 따라 추가로, (a) Cu: 0.1 내지 1%, Ni: 0.1 내지 1.5%, Cr: 0.1 내지 1% 및 Mo: 0.1 내지 1%로 이루어진 군으로부터 선택되는 적어도 1종, (b) Nb: 0.005 내지 0.05%, (c) V: 0.005 내지 0.1%, (d) B: 0.0005 내지 0.003%, (e) Ca: 0.0005 내지 0.005% 및/또는 희토류 원소: 0.005 내지 0.05%, (f) Ti: 0.005 내지 0.025% 등을 함유하는 것도 유효하지만, 이들 성분을 함유시킬 때의 범위 한정 이유는 다음과 같다.

[Cu: 0.1 내지 1%, Ni: 0.1 내지 1.5%, Cr: 0.1 내지 1% 및 Mo: 0.1 내지 1%로 이루어진 군으로부터 선택되는 1종 이상]

이들 원소는 강판의 강도를 향상시키는데 유효한 원소이다. 이 효과를 발휘시키기 위해서는, 어느 쪽의 원소에 관해서도 적어도 0.1% 함유시키는 것이 바람직하다. 한편, 그의 함유량이 과잉으로 되면 용접성을 열화시키게 된다. 이러한 점으로부터, Cu, Cr 및 Mo에 관해서는 1% 이하, Ni에 관해서는 1.5% 이하로 할 필요가 있다.

[Nb: 0.005 내지 0.05%]

Nb는 가열시에 고용시켜 압연함으로써, 오스테나이트의 재결정을 지연시키고 오스테나이트 중에 변형을 도입하여, 실온까지 냉각한 후의 강판의 강도와 인성을 향상시키는 효과를 발휘한다. 이 효과를 발휘시키기 위해서는 적어도 0.005% 함유시키는 것이 바람직하다. 이러한 효과는, 그의 함유량이 증가함에 따라서 증대하지만, 과잉으로 함유되면 용접부의 HAZ(열영향부) 인성이 열화되게 된다. 이러한 점으로부터, Nb를 함유시키는 경우에는 0.05% 정도까지로 하는 것이 바람직하다. Nb 함유량의 보다 바람직한 상한은 0.025% 정도이다.

[V: 0.005 내지 0.1%]

V는 강판의 강도와 인성을 향상시키는데 유효한 원소이다. 이 효과를 발휘시키기 위해서는 적어도 0.005% 함유시키는 것이 바람직하다. 한편, 그의 함유량이 과잉으로 되면 용접부의 HAZ 인성을 열화시키게 된다. 이러한 점으로부터, V를 함유시키는 경우에는 0.1% 정도까지로 하는 것이 바람직하다.

[B: 0.0005 내지 0.003%]

B는 소량의 함유량으로 강판 강도를 대폭 향상시키는데 유효한 원소이다. 이 효과를 발휘시키기 위해서는 적어도 0.0005% 함유시키는 것이 바람직하다. 한편, 그의 함유량이 과잉으로 되면 용접성이 열화되기 때문에, 0.003% 정도까지로 하는 것이 바람직하다.

[Ca: 0.0005 내지 0.005% 및/또는 희토류 원소: 0.005 내지 0.05%]

Ca와 희토류 원소(이하, 「REM」이라고 약기한다)는 MnS계 개재물의 형태를 제어하고, 강판 두께 방향의 특성을 개선하는데 유효한 원소이다. 이 효과를 발휘 시키기 위해서는, Ca는 적어도 0.0005%, REM은 적어도 0.005% 함유시키는 것이 바람직하다. 이러한 효과는, 그의 함유량이 증가함에 따라서 증대하지만, 과잉으로 함유시키면 조대한 개재물이 생성되어 균열의 원인이 된다. 이러한 점으로부터, Ca나 REM을 함유시킬 때에는, Ca는 0.005% 이하, REM은 0.05% 이하로 하는 것이 바람직하다. 한편, REM은 주기율표 제 3 족에 속하는 스칸듐(Sc), 이트륨(Y) 및 란타노이드 계열 희토류 원소[예컨대, 세륨(Ce)이나 란타늄(La) 등] 중 어느 것이나 사용할 수 있다.

[Ti: 0.005 내지 0.025%]

Ti는 용접 이음부의 HAZ 인성을 향상시키는 효과가 있다. 이 효과를 발휘시키기 위해서는 적어도 0.005% 함유시키는 것이 바람직하다. 이러한 효과는 그의 함유량이 증가함에 따라서 증대하지만, Ti를 과잉으로 함유시키더라도 그의 효과가 포화되기 때문에, 그의 상한을 0.025%로 한다. 한편, Ti 함유량의 바람직한 하한은 0.005%이고, 보다 바람직한 상한은 0.020%이다.

냉간성형 원형 강관을 제조하기 위해서는, 상기와 같은 요건을 만족하는 강판을 이용하여 프레스 벤딩법으로 원형 강관으로 냉간성형하면 좋지만, 이러한 강판을 제조하기 위해서는, 상기 화학 성분을 만족하는 강 슬래브를 이용하여 하기에 나타내는 (1) 내지 (3) 중 어느 하나의 열처리를 실시할 필요가 있다.

(1) 강 슬래브를 1000 내지 1250℃로 가열하여 압연한 후, 800℃ 이상의 온도로부터 공냉하고, 850℃ 이상의 온도로 재가열한 후, 1 내지 50℃/초의 냉각 속도에서 200℃ 이하까지 냉각하고, 계속해서 700 내지 850℃의 2상역 온도로 재가열 한 후, 1 내지 50℃/초의 냉각 속도에서 200℃ 이하까지 냉각하고, 또한 500 내지 700℃의 온도로 가열한 후 공냉한다.

(2) 강 슬래브를 1000 내지 1250℃로 가열하여 압연한 후, 800℃ 이상의 온도로부터 1 내지 50℃/초의 냉각 속도에서 200℃ 이하까지 냉각하고, 계속해서 700 내지 850℃의 2상역 온도로 재가열한 후, 1 내지 50℃/초의 냉각 속도에서 200℃ 이하까지 냉각하고, 또한 500 내지 700℃의 온도로 가열한 후 공냉한다.

(3) 강 슬래브를 1000 내지 1250℃로 가열하여 압연한 후, 650 내지 800℃의 2상역 온도로부터 1 내지 50℃/초의 냉각 속도에서 200℃ 이하까지 냉각하고, 또한 500 내지 700℃의 온도로 가열한 후 공냉한다.

상기 (1)의 열처리는 통상 슬래브 가열 후, 800℃ 이상(Ar₃이상)의 온도에서 압연을 종료하고, 이것을 공냉한 강판을 이용하여, 온라인의 3회 열처리로 저항복비(YR)의 강판을 만드는 것이다. 우선, 압연 후의 강판을 850℃ 이상(Ar₃이상)의 온도로 재가열하고, 완전히 오스테나이트화한 후, 200℃ 이하까지 1 내지 50℃/초의 냉각 속도로 냉각함으로써 베이스가 되는 조직이 형성된다. 이 때의 냉각 속도는 느리면 느릴수록 부드러운 조직이 많이 형성되어, 항복응력(YS), 인장강도(TS) 및 항복비(YR)의 어느 것이나 낮아지게 된다. 계속해서, 700 내지 850℃의 2상역 온도로 재가열함으로써, 베이스 조직의 연화와 함께, 일부 조직을 오스테나이트화시킨다. 그리고, 그 후의 냉각에 의해서, 오스테나이트화한 조직을 경화시키기 위해 1 내지 50℃/초의 냉각 속도에서 200℃ 이하까지 냉각하여 담금질한다. 이 단계에서의 열처리가 저항복비(YR) 강을 제조하는데 있어서 가장 중요한 공정이며, 이 처리에 의해서 경질상과 연질상을 형성할 수 있다. 이 냉각까지의 재가열시에, 상기 2상역 온도(700 내지 850℃)를 벗어나면, 목표로 하는 경질상과 연질상은 형성되지 않는다. 또한 500 내지 700℃(Ac₁)의 온도로 가열한 후 공냉(탬퍼링 열처리)함으로써, 강판 조직내의 잔류 응력의 완화와 경화 조직을 회복시켜, 목표로 하는 강판 특성(항복응력(YS), 인장강도(TS) 및 항복비(YR))을 확보할 수 있다.

상기 (2)의 열처리는, 통상 슬래브 가열 후, 800℃ 이상(Ar₃이상)의 온도에서 압연을 종료하고, 800℃ 이상으로부터 수냉(직접 담금질(DQ) 또는 가속 냉각)으로 200℃ 이하까지 냉각한 강판을 이용하여, 온라인의 2회 열처리에서 저항복비(YR)의 강판을 만드는 것이다. 우선, 압연후의 강판을 오스테나이트 상태(Ar₃이상)로부터 200℃ 이하까지의 냉각에 의해 베이스가 되는 조직이 형성된다. 이 때의 냉각 속도는 느리면 느릴수록 부드러운 조직이 많이 형성되어, 항복응력(YS), 인장강도(TS) 및 항복비(YR)의 어느 것이나 낮아지게 된다. 계속해서, 700 내지 850℃의 2상역 온도로 가열함으로써, 베이스 조직의 연화와 함께, 일부 조직을 오스테나이트화시킨다. 그리고, 그 후의 냉각에 의해서, 오스테나이트화한 조직을 경화시키기위해 1 내지 50℃/초의 냉각 속도에서 200℃ 이하까지 냉각하여 담금질한다. 상기 (1)의 열처리와 마찬가지로, 이 단계에서의 열처리가 저항복비(YR) 강을 제조하는데 있어서 가장 중요한 공정이며, 이 처리에 의해서 경질상과 연질상을 형성할 수 있다. 이 냉각까지의 재가열시에, 상기 2상역 온도(700 내지 850℃)를 벗어나면, 목표로 하는 경질상과 연질상은 형성되지 않는다. 또한, 500 내지 700℃(Ac₁)의 온도로 가열한 후 공냉(탬퍼링 열처리)함으로써, 강판 조직내의 잔류 응력의 완화와 경화 조직을 회복시켜, 목표로 하는 강판 특성(항복응력(YS), 인장강도(TS) 및 항복비(YR))을 확보할 수 있다.

상기 (3)의 열처리는, 통상 슬래브 가열한 후 압연을 행하여, 650 내지 800℃의 2상역 온도로부터 수냉(직접 담금질(DQ) 또는 가속 냉각)에서 200℃ 이하의 온도까지 냉각한 강판을 이용하여, 온라인에서의 탬퍼링 열처리에서 저항복비(YR)의 강판을 만드는 것이다. 우선, 압연은 800℃ 이상의 오스테나이트 온도역에서 완료하더라도, 일부 2상 온도역(Ar₃이하)에서 완료하더라도 좋다. 그 후의 냉각 개시 온도를 650 내지 800℃의 2상역 온도로 하는 것이 중요하고, 압연 완료 후 650 내지 800℃까지의 냉각은 공냉이나 수냉 중 어느 쪽이라도 좋다. 이 2상역 온도의 상태에서, 이미 일부가 페라이트의 연질상으로 변태하고, 잔부가 변태 전의 오스테나이트 상태의 2상 조직으로 되어 있다. 650 내지 800℃에서의 냉각은 수냉(직접 담금질(DQ) 또는 가속 냉각)을 행할 필요가 있고, 이 냉각에 의해서 오스테나이트 조직의 부분을 경화 조직으로 하기 위해 200℃ 이하의 온도까지 1 내지 50℃/초의 냉각 속도에서 수냉한다. 이 단계에서의 열처리가 저항복비(YR) 강을 제조하는데 있어서 가장 중요한 공정이며, 이 처리에 의해서 경질상과 연질상을 형성할 수 있다. 또한, 500 내지 700℃(Ac₁)의 온도로 가열한 후 공냉(탬퍼링 열처리)함으로써, 강판 조직내의 잔류 응력의 완화와 경화 조직을 회복시켜, 목표로 하 는 강판 특성(항복응력(YS), 인장강도(TS) 및 항복비(YR))을 확보할 수 있다.

이하, 실시예에 의해 본 발명을 보다 구체적으로 설명하지만, 본 발명은 물론 하기 실시예에 의해 제한을 받는 것이 아니라, 전·후기의 취지에 적합할 수 있는 범위에서 변경을 가하여 실시하는 것은 물론 가능하고, 그들은 어느 것이나 본 발명의 기술적 범위에 포함된다.

[실시예]

하기 표 1에 나타내는 화학 성분 조성의 각종 강 슬래브(강종)를 이용하여 압연 및 열처리를 행하여, 소정의 강판 특성이 되도록 조립하여, 각종 강판을 제조했다. 이 때의 제조 조건(압연과 열처리의 조건)은 하기에 나타내는 것 중의 어느 하나의 방법에 따랐다.

[제조 조건]

(a) QQ' T: 강 슬래브를 1100℃로 가열한 후, 900℃에서 열간 압연을 종료한 강판을 공냉한 후, 900℃로 재가열하여 담금질(Q)을 행하고, 그 후 780℃로 재가열하여 담금질(Q')을 행하고, 550℃에서 탬퍼링(T)을 행했다(본 발명에서 이용하는 강판을 얻는 열처리).

(b) DQQ' T: 강 슬래브를 1100℃로 가열한 후, 900℃에서 열간 압연을 종료한 강판을 직접 담금질(DQ)에 의해서 실온까지 냉각한 후, 780℃로 재가열하여 담금질(Q')을 행하고, 550℃에서 탬퍼링(T)을 행했다(본 발명에서 이용하는 강판을 얻는 열처리).

(c) CR-DQ' T: 강 슬래브를 1100℃로 가열한 후, 소정의 판 두께까지 최종 마무리하여 압연 온도가 800℃ 이상이 되도록 제어 압연(CR)을 행한 후, 공냉하여 700℃로부터 실온까지 수냉(DQ')하고, 550℃에서 탬퍼링(T)을 행했다(본 발명에서 이용하는 강판을 얻는 열처리).

(d) DQT: 강 슬래브를 1100℃로 가열한 후, 900℃에서 열간 압연을 종료한 강판을 직접 담금질(DQ)에 의해서 실온까지 냉각 후, 600℃에서 탬퍼링(T)을 행했다(비교예로서의 열처리).

(e) TMCP(열가공 제어): 강 슬래브를 1100℃로 가열한 후, 최종 압연 온도가 850℃가 되도록 열간 압연을 종료한 강판을, 그 후 가속 냉각에 의해서 500℃까지 수냉하고, 그 후 실온까지 공냉했다.

수득된 각 강판에 관하여, 가공도(t/D)를 변화시켜, 프레스 벤딩 냉간성형에 의해서 강관을 제작했다. 이 때, 강관의 프레스 굴곡 성형시의 균열 발생의 유무에 관해서도 조사했다. 또한, 어느 쪽의 경우도 강관으로 성형한 후에는 열처리를 행하지 않았다.

강판의 기계적 특성(항복응력(YS), 인장강도(TS) 및 항복비(YR))을 측정하는 동시에, 강관의 관축 방향(L 방향)의 기계적 특성(항복응력(YS), 인장강도(TS), 항복비(YR) 및 인성)을 측정했다. 한편, 어느 쪽의 경우도, 강관으로 성형한 후에는 열처리를 행하지 않은 것이다. 기계적 특성(강판 및 강관)의 평가방법, 강관의 인성 평가방법은 하기와 같다.

[기계적 특성의 평가방법]

강판의 t/4부(t는 판 두께)로부터 L 방향(압연 방향), 및 강관의 외측 t/4부의 관축에 평행한 방향(강판의 주압연 방향에 상당)으로 JIS Z 2201 4호 시험편을 채취하여 JIS Z 2241의 요령으로 인장 시험을 행하여, 강판의 기계적 특성(항복응력(YS), 인장강도(TS), 항복비[항복응력점/인장강도×100%: YR]), 강관의 기계적 특성(항복점(YP), 인장강도(TS), 항복비[항복응력(YS)/인장강도×100%: YR])을 측정했다. 또한, 강판에 관해서는, 단면 방향 표리면하의 1mm의 위치에 있어서 비커스 경도를 하중 10N/mm²에서 측정했다.

[인성 평가방법]

강관의 외측 t/4부로부터 관축에 평행한 방향(강판의 주압연 방향)으로 JIS Z 2202 4호 시험편을 채취하여 JIS Z 2242에 준거하여 샤르피 충격시험을 행하여, 파면 전이온도(vTrs)를 측정했다.

강판의 기계적 특성(실측치)을 판 두께, 제조 조건, 강판의 적정 범위[상기 수학식 4 내지 6의 범위: 계산치) 및 강판 표리면하의 1mm의 비커스 경도(HV)와 함께 하기 표 2에 나타낸다. 또한, 강관의 기계적 특성(실측치)을, 강관의 기계적 특성(규격치), 가공도(t/D), 강관의 충격 특성(인성치) 및 강판의 굴곡 성형시의 균열의 유무와 함께 하기 표 3에 나타낸다.

이들의 결과로부터, 다음과 같이 고찰할 수 있다. 우선, 강 슬래브의 화학 성분에 관하여, 강종 A 내지 C, G 내지 Q에 관해서는 본 발명에서 규정하는 화학 조성 범위를 만족하는 것이고, 강종 D, E, F, R, S는 본 발명에서 규정하는 화학 성분 범위를 벗어나는 것이다.

이 중 강종 D는 C 함유량이 과잉으로 된 것이고, 이 강종을 이용한 것에서는, 제조 조건이 적절하더라도 강판의 적정 성능 범위를 벗어나는 것으로 되어, 강관에서의 항복비(YR)가 85%를 초과하는 것으로 된다(실험 No. 11). 또한, 인성이 나빠져 있고, 강관으로의 굴곡시에 균열이 발생하고 있다.

강종 E는 Mn 함유량이 적게 되어 있는 것이고, 이 강종을 이용한 것에서는, 제조 조건이 적절하더라도 강판의 인장강도(TS)가 낮게 되어 적정 성능 범위를 벗어나게 되어, 강관 성형 후의 인장강도(TS)가 부족하게 된다(실험 No. 12).

강종 F는 S 함유량이 과잉으로 되어 있는 것이고, 이 강종을 이용한 것에서는, 강관 성형 후의 인성이 낮고, 균열이 발생하고 있다(실험 No. 13). 강종 R은 N 함유량이 과잉으로 되어 있는 것이고, 이 강종을 이용한 것에서는, 강관 성형 후의 인성이 낮고, 균열이 발생하고 있다(실험 No. 25). 강종 S는 Mn 함유량이 과잉으로 되어 있는 것이고, 이 강종을 이용한 것에서는, 강판의 항복응력(YS) 및 인장강도(TS)가 높아져, 강관 성형 후의 항복비(YS)가 85%를 초과하고, 인성이 낮고, 균열이 발생하고 있다(실험 No. 26). 또한, 강판 표면하의 1mm의 경도가 높은 경우에는, 강관으로 굴곡했을 때에 균열이 발생하기 쉬운 상황으로 되어 있음을 알 수 있다(실험 No. 11, 25, 26).

실험 No. 5, 6, 9의 것은 강 슬래브의 화학 성분 조성은 본 발명에서 규정하는 범위를 만족하는 것이지만, 강판의 기계적 특성이 적정 성능 범위를 벗어나고 있기 때문에, 강관의 기계적 특성에 있어서 규격치로부터 벗어나는 것으로 되어 있다. 또한, 강판 표면하의 1mm의 경도가 높은 경우에는, 강관으로 굴곡했을 때에 균열이 발생하기 쉬운 상황으로 되어 있음을 알 수 있다(실험 No. 11, 25, 26).

이들에 대하여, 실험 No. 1 내지 4, 7, 8, 10, 14 내지 24의 것은 강 슬래브의 화학 성분 조성이 본 발명에서 규정하는 범위를 만족하는 것이고, 적절한 제조 조건에 의해 강판의 기계적 특성이 적정 성능 범위를 만족하는 것으로 되어 있고, 그 결과, 기계적 특성에 있어서 규격치를 만족하는 강관이 얻어지고 있음을 알 수 있다.

본 발명에 의해, 성형 후에 SR 처리를 실시하지 않더라도, 소정의 기계적 특성을 발휘할 수 있는 인장강도 490MPa급 이상의 저항복비 냉간성형 원형 강관을 제조할 수 있다.

Claims

인장강도가 490MPa급 이상이며 항복비가 85% 이하인 원형 강관을 프레스 벤딩 냉간성형에 의해 제조하는 방법으로서,

C: 0.02 내지 0.20%(질량%의 의미, 이하 동일), Si: 0.05 내지 0.5%, Mn: 0.50 내지 2.0%, Al: 0.01 내지 0.1% 및 N: 0.002 내지 0.007%를 각각 함유하는 동시에, P: 0.02% 이하 및 S: 0.008% 이하로 각각 억제하고, 잔부가 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지고, 판 두께가 t(mm)인 강판으로서, 상기 강관의 외경을 D(mm), 강관 제품 규격의 항복강도를 YS₀(MPa) 이상, 인장강도를 TS₀(MPa) 이상으로 했을 때, 굴곡 가공도(t/D)가 0.05 내지 0.1인 범위에서, 항복강도가 (YS₀-980t/D) 내지 (YS₀-980t/D+120)(MPa), 인장강도가 (TS₀-560t/D) 내지 (TS₀-560t/D+100)(MPa), 항복비가 (75-82t/D)(%) 이하, 표리면으로부터 깊이 1mm에서의 경도가 HV 140 내지 200이 되도록 각각 제어된 강판을 준비하고,

상기 강판을 프레스 벤딩 냉간성형에 의해 원형 강관으로 성형하고, 프레스 벤딩 냉간성형 후에 열처리를 행하지 않는 것을 특징으로 하는, 프레스 벤딩 냉간성형 원형 강관의 제조방법.
제 1 항에 있어서,

강판이 추가로 Cu: 0.1 내지 1%, Ni: 0.1 내지 1.5%, Cr: 0.1 내지 1% 및 Mo: 0.1 내지 1%로 이루어진 군으로부터 선택되는 적어도 1종을 함유하는, 프레스 벤딩 냉간성형 원형 강관의 제조방법.
제 1 항에 있어서,

강판이 추가로 Nb: 0.005 내지 0.05%를 함유하는, 프레스 벤딩 냉간성형 원형 강관의 제조방법.
제 1 항에 있어서,

강판이 추가로 V: 0.005 내지 0.1%를 함유하는, 프레스 벤딩 냉간성형 원형 강관의 제조방법.
제 1 항에 있어서,

강판이 추가로 B: 0.0005 내지 0.003%를 함유하는, 프레스 벤딩 냉간성형 원형 강관의 제조방법.
제 1 항에 있어서,

강판이 추가로 Ca: 0.0005 내지 0.005% 및 희토류 원소: 0.005 내지 0.05% 중 적어도 한쪽을 함유하는, 프레스 벤딩 냉간성형 원형 강관의 제조방법.
제 1 항에 있어서,

강판이 추가로 Ti: 0.005 내지 0.025%를 함유하는, 프레스 벤딩 냉간성형 원형 강관의 제조방법.