KR101198474B1 - 스테인리스강 냉간압연 하중예측 방법 - Google Patents
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Abstract
본 발명은 스테인리스강의 냉간압연 하중예측 방법에 있어서 각 압연패스에서의 유동응력을 오스테나이트 모상의 유동곡선과 압연 중 가공유기 마르텐사이트의 생성에 의한 가공경화의 증가분, 그리고 여러 패스 압연이 진행됨에 따라 입측소재의 마르텐사이트 함량 누적에 의한 항복강도의 증가라는 세가지 항으로 나누어 각항에 대한 재료상수를 실험적으로 정확히 결정하여 부여함으로써 압연소재의 유동응력을 정확히 예측함으로써 압연하중 예측 정확도를 향상시키는 것을 특징으로 하는 스테인리스강 압연하중 예측방법을 제공한다.
압연하중, 스테인리스강, 예측
Description
본 발명은 스테인리스강의 냉간압연공정에 적용되는 압연하중 예측방법에 관한 것으로, 더욱 상세하게는 가역식 압연기나 연속식 압연기에서 각 패스에서의 압연하중을 정확히 예측하여 보다 정밀한 압연제어를 수행하기 위한 스테인리스강의 냉간압연 하중예측 방법에 관한 것이다.
일반적으로 냉간압연공정에서는 젠지미르 밀 또는 클러스터 밀과 같은 가역식 압연기 또는 여러 밀 스탠드로 이루어진 연속식 압연기에서 입측 소재의 상태에 따른 오차의 발생이 없이 각 패스에서의 압연하중을 정확히 예측하는 것이 필요하다. 이와 같이 압연하중을 정확하게 예측함으로서, 전체 압연하중의 패스별 배분을 원활히 수행하고 원하는 압연두께를 얻기 위한 롤갭을 정확히 설정할 수 있다. 그리고 압연형상 및 칫수의 정밀한 제어를 위한 기본적인 정보인 압연하중 예측값을 정확히 산출하여 제어계에 공급하는 것이 필요하다.
이를 위하여 일반적으로 사용되는 냉간압연 하중예측수식의 기본형태는 다음과 같다.
여기서 Z는 학습계수, Fc는 계산압연하중이며, Km은 평면변형 상태에서 롤갭 내의 소재의 평균유동응력을 나타내는 평면변형 변형저항(이하 "변형저항"이라 칭함.)이다. B는 압연판의 폭이고 Ld는 롤과 소재 사이 접촉호의 투영길이로서 보다 엄밀하게는 롤의 탄성변형을 고려한 접촉호 투영길이이다. QP는 압연형상과 마찰계수의 영향을 보정하는 압하력함수이며, η는 장력영향계수이다.
그러나, 상기 수학식에서 변형저항 Km을 제외한 나머지 항들은 압연이론에 기초하여 구성되므로 압연소재의 성질과는 무관하다. 그러나 Km은 압연조건뿐 아니라 압연소재의 기계적 특성을 효과적으로 반영하여야 한다. 따라서 Km은 압연소재의 유동응력 σ와의 관계에서 하기 수학식 2와 같은 관계가 있다.
여기서 C는 상수, ε0, ε1은 각각 압연입측과 압연출측에서의 누적변형율이다.
수학식 1과 수학식 2로부터 소재특성의 변동에도 불구하고 압연하중을 정확히 예측하기 위해서는 압연에 의한 변형률의 증가에 따른 유동응력의 변화를 정확히 나타내는 것이 중요함을 알 수 있다.
냉간압연에 있어서 압연하중의 예측을 위해 기존에 널리 사용되고 있는 유동응력모델로는 수학식 3을 기본으로 하는 지수함수 모델이 있다.
여기서, σ0는 다양한 압연소재의 합금조성과 미세조직 특성의 효과를 반영하기 위한 매개변수로서 탄소강의 경우 일반적으로 다음 수학식 4와 같이 합금조성의 효과를 탄소당량 Ceq의 형태로 도입하고 미세조직에 큰 영향을 주는 열연코일의 권취온도 CT의 영향을 도입한다.
상기의 수학식 3과 수학식 4의 기본형태를 바탕으로 한 상기 공지기술은 탄소강에는 무리없이 적용될 수 있으나 스테인리스강에 적용하면 압연하중의 예측오차가 매우 커지는 단점이 있다. 이는 스테인리스강에서 각 합금원소의 역할은 탄소강에서와는 다르기 때문에 탄소당량식에 의해 합금원소의 영향을 단순히 나타내는 것이 불가능하며, 스테인리스강의 경우 권취온도와 열연코일의 재질특성간의 뚜렷한 상관관계가 없기 때문이다. 스테인리스강의 냉간변형시 유동응력은 탄소강에서 는 없는 가공유기 마르텐사이트 변태에 의해 가장 크게 영향을 받고 각 합금원소는 가공유기 마르텐사이트 변태를 조장하는지, 억제하는지에 의해 유동응력에 영향을 미치게 된다. 따라서 수학식 3과 수학식 4에 의한 공지기술은 스테인리스강에 적용하는 경우 큰 예측오차를 유발하게 된다.
따라서 스테인리스강의 압연에 있어서는 상술한 오차를 피하기 위해서 소재의 변형특성을 모델링하기 보다는 단순한 회귀식을 일반적으로 사용한다. 수학식 5는 가장 널리 사용되는 다항식 형태의 회귀식이다.
여기서 x는 누적압하율, 또는 그 함수이다. 수학식 5에서의 계수값들은 누적압하율에 따른 가공경화곡선을 강종별로 실험적인 방법으로 구한 다음 일반적으로 5차 이상의 다항식으로 회귀분석하는 방식으로 결정된다. 수학식 5와 같은 형태의 회귀모델에 있어서는 화학조성이 상이한 다양한 강종들에 대한 계수값들을 보유하여야 하는데, 일반적으로 강종별 대표적인 시편에 대한 실험을 통하여 결정된다.
수학식 5의 공지기술은 입측압연소재가 소둔열처리된 상태인 경우에는 적용 가능하나 사전에 냉간가공되어 가공경화된 소재인 경우에는 사전 가공경화 정도에 따라서 별도의 회귀모델을 운용해야 한다는 단점이 있다. 즉, 수학식 5의 공지기술을 사용하여 압연하중을 정확히 예측하기 위해서는 동일 강종 내에서도 입측소재의 가공경화정도에 따라 수많은 경우로 세분화된 회귀모델을 운용하고 그 각각의 경우 내에서 학습계수를 관리해야 하지만 현실적으로는 이것이 거의 불가능하기 때문에 압연하중 예측의 오차가 커지고 이로 인해 두께와 형상의 제어정도가 저하되는 원인이 되고 있다.
본 발명은 상기의 요망에 의하여 안출된 것으로서, 스테인리스강의 압연기 입측소재의 합금조성과 가공경화 정도의 변화에도 불구하고 소재의 유동응력을 정확하게 예측하여 압연하중의 예측방법을 제공하는 것이 본 발명의 목적이다.
본 발명은 상기의 목적을 달성하기 위하여 먼저 스테인리스강의 냉간압연 하중예측 방법에 있어서, 오스테나이트 모상의 유동응력(σγ)을 구하는 단계; 압연 중 생성된 변형유기 마르텐사이트에 의한 가공경화 증가효과(σm)를 계산하는 단계; 입측소재의 마르텐사이트 함량에 따른 유동응력 증가효과(σm 0)를 계산하는 단계; 및 변형저항을 계산하는 단계;를 포함하는 스테인리스강 냉간압연 하중예측 방법을 제공한다.
또한, 본 발명에서 상기 오스테나이트 모상의 유동응력(σγ)은 하기 수학식 6에 의하여 구해진다.
[수학식 6]
또한, 본 발명에서 상기 압연 중 생성된 변형유기 마르텐사이트에 의한 가공 경화 증가효과(σm)를 계산하는 단계는 수학식 7에 의하여 구해진다.
[수학식 7]
또한, 본 발명에서 상기 입측소재의 마르텐사이트 함량에 따른 유동응력 증가효과(σm 0)를 계산하는 단계는 하기 수학식 8과 수학식 9에 의하여 얻어진다.
[수학식 8]
[수학식 9]
또한, 본 발명에서 상기 변형저항을 계산하는 단계는 하기 수학식 10에 의하여 얻을 수 있다.
[수학식 10]
또한, 본 발명에서 최초 압연패스 이전에 이미 사전에 냉간압연된 소재를 사용하는 경우 하기 수학식 11에 의해 사전 냉간압연에 의한 초기 마르텐사이트 함량을 구하여 입측소재 마르텐사이트 함량에 도입해 주는 것을 포함한다.
[수학식 11]
본 발명에 의한 압연하중 예측은 스테인리스강의 냉간압연 공정에 있어서 압연기의 초기설정의 정확도를 향상시킴으로써 제품의 두께와 형상 제어정도를 개선하는 효과를 준다. 특히, 생산성이 높은 연속식 탠덤 압연기에 의한 스테인리스강의 냉간압연시 그 효과가 더욱 크다.
또한 열연소둔산세라인 출측의 인라인 밀(in-line mill)에서 열연코일을 예비압연 한 후 냉간압연에 투입하거나, 또는 연속식 냉간압연기에서 1차 압연된 강판을 소둔산세 없이 다시 압연기 입측에 투입하여 재압연하는 것과 같이 소둔재 이외에 가공재를 포함한 입측소재를 사용하는 냉간압연에 있어서 두께와 형상 품질의 개선효과는 매우 높다.
이러한 제품 품질개선 외에도 압연기 설정치의 정확도 개선은 압연기 내에서 강판의 사행이나 꼬임 등에 의한 조업장애 상황을 예방하는 효과를 주기 때문에 장애제거를 위한 설비정지를 줄여줌으로써 설비의 생산성을 높이는 효과을 얻을 수 있다.
이하 첨부한 도면을 참고 하여 본 발명의 실시예 및 그 밖에 당업자가 본 발명의 내용을 쉽게 이해하기 위하여 필요한 사항에 대하여 상세히 기재한다. 다만, 본 발명은 청구범위에 기재된 범위 안에서 여러 가지 상이한 형태로 구현될 수 있으므로 하기에 설명하는 실시예는 표현 여부에 불구하고 예시적인 것에 불과하다.
본 실시예를 설명함에 있어서, 관련된 공지 기능 혹은 구성에 대한 구체적인 설명이 본 발명의 요지를 불필요하게 흐릴 수 있다고 판단되는 경우 그 상세한 설명은 생략한다. 그리고 도면에서 동일한 구성요소들에 대해서는 비록 다른 도면상에 표시되더라도 가능한 한 동일한 참조번호 및 부호로 나타내고 있음에 유의해야 한다.
최근에 통상적인 가역식 압연방식에 비해 생산성이 높아서 제조원가를 크게 낮출 수 있는 연속식 탠덤 압연기에 의한 스테인리스강의 냉간압연 기술이 도입되고 있다. 이와 같은 연속식 압연에 있어서는 밀 스탠드 수에 따라 압연패스 수가 제한되어 일반적으로 가역식에 비해 패스 수가 적고 고압하 조건에서 압연조업이 수행되며, 또한 형상제어 수단이 가역식에 비해 부족하기 때문에 밀의 설정조건에 대한 의존도가 매우 크다. 따라서 이는 생산성이 높은 가역식 압연에 의해 스테인리스강을 냉간압연하는 경우 유동응력의 정확히 예측하는 것이 더욱 중요해지게 되는 것이다..
또한 스테인리스강 냉연 프로세스가 다양한 형태로 발전함에 따라서 열연소둔산세라인 출측의 인라인 밀(in-line mill)에서 열연코일을 예비압연 한 후 냉간압연에 투입하거나, 또는 연속식 냉간압연기에서 1차 압연된 강판을 소둔산세 없이 다시 압연기 입측에 투입하여 재압연하는 공정이 상용화되고 있다. 이에 따라 압연기 입측소재는 예전에는 소둔재 일변도였던 것에서 가공경화 정도가 다양한 가공재를 많이 포함하는 방향으로 변화하고 있다. 또한, 고객의 다양한 요구에 부응하여 강종이 다양화, 세분화 되는 추세이다. 이러한 최근의 스테인리스강 냉연기술 동향을 고려할 때 압연기 입측소재의 합금조성과 가공경화 정도의 변화에도 불구하고 소재의 유동응력을 정확히 예측함으로써 압연하중의 예측정도를 높이는 것이 중요한 기술적 과제가 되고 있다.
먼저 도 1은 본 발명에 의한 압연하중의 계산방법을 나타내는 순서도이고, 도 2는 스테인리스강의 냉간변형시 가공유기 마르텐사이트 변태에 의한 가공경화 특성을 보여주는 응력-변형률 곡선을 도시하는 그래프도이다.
본 발명에서는 도 1에 도시된 바와 같이 하기 수학식 6에 의해 오스테나이트 모상의 유동응력(σγ)을 구하는 단계, 하기 수학식 7에 의해 압연 중 생성된 변형유기 마르텐사이트에 의한 가공경화 증가효과(σm)를 계산하는 단계, 하기 수학식 8과 하기 수학식 9에 의해 입측소재의 마르텐사이트 함량에 따른 유동응력 증가효과(σm 0)를 계산하는 단계, 하기 수학식 10에 의해 변형저항을 계산하는 단계를 포함한다.
여기서 A, n은 오스테나이트 모상의 유동응력특성에 관련된 재료상수이고, B는 가공경화의 마르텐사이트 함량 의존성을 나타내는 재료상수, Δfm은 해당 압연패스에서 새롭게 형성된 마르텐사이트의 분율, β,α,q는 가공에 따른 마르텐사이트 생성정도에 관련된 재료상수, C는 입측소재의 마르텐사이트 함량에 따른 항복강도의 증가율을 나타내는 재료상수, fm o는 입측소재가 이미 함유하고 있는 마르텐사이트 분율이다.
상기의 수학식 6, 7, 8, 9의 모든 재료상수들은 대상강종의 소둔재와 냉간가 공재에 대한 인장실험을 통해 사전에 실험적으로 구하여진다.
또한 도 2의 굵은 실선으로 나타낸 곡선은 일반적인 스테인리스강의 냉간변형시 유동응력-변형률 곡선을 나타낸 것이다. 일반강은 변형이 진행됨에 따라 유동응력이 증가하지만 그 증가속도가 점차 작아지는 거동을 보이지만, 스테인리스강은 도 2에서와 같이 변형률이 어느 정도 이상 커지면 가공유기 마르텐사이트 변태에 의해 유동응력이 급속히 증가하는 현상이 발생한다. 이러한 가공유기 마르텐사이트 변태 정도는 스테인리스강의 합금조성에 의존하는데, C, N, Si, Mn, Cr, Ni, Mo 등의 합금원소의 함량이 많으면 오스테나이트 안정도가 증가하여 마르텐사이트 변태가 감소하고 그 반대의 경우 오스테나이트 안정도가 낮아져서 변형에 의한 마르텐사이트 변태가 심하게 일어난다.
그리고 도 2에 나타낸 바와 같이 스테인리스강의 유동곡선은 지수함수 형태로 나타낼 수 있는 오스테나이트 모상의 가공경화와 압연 중 가공유기 마르텐사이트의 생성에 의한 가공경화의 증가, 그리고 여러 패스 압연이 진행됨에 따라 입측소재의 마르텐사이트 함량 누적에 의한 항복강도의 증가라는 세 가지 항의 합으로 나타낼 수 있다.
이 중 모상의 가공경화는 일반적으로 상기 수학식 6의 형태로 모델링할 수 있다. 수학식 6의 계수 A와 n은 소둔열처리한 소재의 인장시험을 통해서 얻은 유동응력-변형율 곡선의 저변형영역, 즉 가공유기 마르텐사이트 변태에 의한 유동곡선의 변곡이 나타나기 전까지의 유동곡선 데이터를 지수함수 형태로 커브피팅함으로써 실험적으로 얻을 수 있다.
[수학식 6]
도 2에서 가공유기 마르텐사이트 변태가 나타나면 유동응력이 급속히 높아지는데, 본 발명자의 연구에 의하면 압연변형 시 마르텐사이트 변태에 의한 유동응력의 증가분은 상기 수학식 7에 나타낸 바와 같이 Olson-Cohen 식에 의한 마르텐사이트 분율의 증가에 비례한다. Olson-Cohen 식에서의 계수 β,α,q는 소둔열처리된 소재와 냉간가공된 소재에 대한 인장시험을 실시하여 시험 전,후의 마르텐사이트 분율 증가정도 값과 인장시험시의 변형률 데이터를 회귀분석함으로써 얻을 수 있다. 또한 인장시험 결과 얻어진 가공경화 정도, 즉 인장강도-항복강도 값과 마르텐사이트 분율 증가정도 값의 비례관계로부터 수학식 7의 비례상수 B를 구할 수 있다.
[수학식 7]
또한 다단압연에 있어서 입측소재는 이전 압연패스에 의해 이미 가공경화가 되어 있는데, 그 정도는 전술한 인장시험 결과에서 항복강도와 시험소재의 사전가공에 의해 이미 형성된 마르텐사이트 함량 사이의 상관관계로부터 비례상수 C를 구함으로써 나타낼 수 있다.
[수학식 8]
[수학식 9]
[수학식 10]
본 발명자의 실험에 의하면 일반적으로 입측소재 마르텐사이트 함량에 의한 항복강도의 증가는 일정 수준 이상의 임계 마르텐사이트 함량((fm o)c)을 초과하면 거의 변화하지 않는다. 임계 마르텐사이트 함량은 가공재의 인장실험에 의해 파악할 수 있다. 즉, 본 발명에 의한 유동응력 모델 계수를 강종별로 결정하는 데 필요한 실험적 과정은 소둔열처리된 상태와 사전 냉간가공된 상태의 시편에 대한 인장시험과 시험 전후 시편의 마르텐사이트 함량 측정에 의해 간단하게 수행된다.
이상의 방법으로 구한 계수값들을 사용하여 다단압연시의 변형저항을 계산함에 있어서 σγ와 σm은 해당 압연패스에서의 압연기 설정치로부터 계산하지만 입측소재의 마르텐사이트 함량에 따른 유동응력 증가효과(σm 0)은 이전의 압연패스들에서 계산된 각 패스에서의 마르텐사이트 생성량의 합을 활용하여 계산한다. 냉간압 연 이전 공정, 즉 열연코일 소둔산세라인에서 예비압연이 되었거나, 또는 최초 압연패스 이전에 이미 1차 냉간압연한 소재를 사용하는 경우에는 소재가 가지고 있는 초기 마르텐사이트 함량 (Δfm)o를 추가로 도입할 수 있다. (Δfm)o값은 예비압연이나 1차 냉간압연 시 본 발명에서 제공하는 모델에 의해 계산된 최종 패스 후의 마르텐사이트 함량의 총합을 사용한다. 이 경우 예비압연이나 1차 냉간압연에 의한 마르텐사이트 함량은 하기 수학식 11로 계산된다.
[수학식 11]
여기서 (Δfm)j는 j 패스로 이루어진 예비압연 또는 1차 냉간압연 시의 패스별 마르텐사이트 증분이다.
(실시예)
이하 실시예와 도면을 통하여 본 발명을 상세히 설명한다.
AISI 304 스테인리스강의 두께 3mm 열연소둔판과 이를 6.7~47%의 다양한 압하율로 냉간압연한 압연판에 대해 인장시험을 실시하였다. 각각의 인장시험에서는 항복강도와 인장강도 데이터를 얻고, 인장시험된 시편에 대해 페라이트스코프를 사용하여 변형율에 따른 마르텐사이트 함량을 측정하였다. 일례로 도 3에 6.7% 냉간압연한 압연판의 인상시험에 의해 얻은 유동곡선을 나타내었다.
먼저, 소둔상태의 시편에서 측정한 가공유기 마르텐사이트 변태에 의한 유동 곡선의 변곡이 나타나기 전까지의 유동곡선 데이터로부터 표 1에 나타낸 바와 같이 상기 수학식 6의 계수 A, n을 구하였다.
또한 냉간압연된 시편에서 측정한 마르텐사이트 함량으로부터 표 2에 나타낸 바와 같이 상기 수학식 7의 계수 α,β,q를 회귀분석을 통하여 구하였으며, 인장시험 결과 얻어진 가공경화 정도, 즉 인장강도-항복강도 값과 마르텐사이트 분율 증가정도 값의 비례관계로부터 상기 수학식 7의 비례상수 B를 구하였다. 또한, 냉간압연 정도에 따라 형성된 초기 마르텐사이트 함량과 소둔재 대비 항복강도의 증가분 사이의 상관관계로부터 상기 수학식 8과 상기 수학식 9의 계수 C와, 임계 초기 마르텐사이트 함량((fm o)c)을 구하여 표 2에 나타내었다.
이상의 방법으로 구한 계수값들을 사용하여 4단 연속압연 시 각 압연 패스에서의 유동응력을 예측한 결과를 도 4에 나타내었다. 도 4a는 스테인리스 304강 소둔재의 인장시험 결과와 본 발명에 의해 예측한 유동곡선을 보여주는 그래프도이고, 도 4b는 스테인리스 304강을 6.7% 냉간압연 후 인장시험 결과와 본 발명에 의해 예측한 유동곡선을 보여주는 그래프도이고, 도 4c는 스테인리스 304강을 6.7%, 21.4%, 18.2% 3단 냉간압연 후 인장시험 결과와 본 발명에 의해 예측한 유동곡선을 보여주는 그래프도이다. 또한 도 4d는 스테인리스 304강을 6.7%, 21.4%, 18.2%, 14.3% 4단 냉간압연 후 인장시험 결과와 본 발명에 의해 예측한 유동곡선을 보여주는 그래프도이다.
상기 도 4의 a, b, c, d에서 보는 바와 같이 본 발명에서 제시한 방법에 따 라 계산한 유동응력 곡선은 통상적인 지수함수 모델에 비해 실제 유동곡선을 훨씬 정확히 예측한다. 표 3은 동일한 304강 3mm 두께, 50mm 폭의 열연강대를 작업롤경 140mm인 4단 가역식 냉간압연기에서 4패스 압연을 실시하면서 측정한 압연하중과 본 발명에서 제시한 방법에 의해 예측한 압연하중, 기존의 지수함수 모델을 사용하여 예측한 압연하중을 비교한 것으로서 본 발명에 의한 압연하중 예측의 정확도가 매우 높음을 보여준다.
| 시편상태 | A | N |
| 소둔재 | 660.7 MPa | 0.1433 |
| 시편상태 | B | β | α | q | C | (fm o)c |
| 소둔재, 6.7~47% 압연재 |
17 MPa | -0.38 | -6.65 | 4.5 | 45MPa | 15% |
| 구분 | 1패스 | 2패스 | 3패스 | 4패스 |
| 압하율(%) | 22 | 19 | 17 | 10.4 |
| 계산 하중(발명예) | 32tonf | 48tonf | 51tonf | 48tonf |
| 계산 하중(비교예) | 22tonf | 44tonf | 52tonf | 55tonf |
| 실측 하중 | 38tonf | 46tonf | 50tonf | 45tonf |
본 발명의 기술 사상은 상기 바람직한 실시예에 따라 구체적으로 기술되었으나, 상기한 실시예는 그 설명을 위한 것이며 그 제한을 위한 것이 아님을 주의하여야 한다. 또한, 본 발명의 기술 분야의 통상의 지식을 가진 자라면 본 발명의 기술 사상의 범위 내에서 다양한 변형예가 가능함을 이해할 수 있을 것이다.
전술한 발명에 대한 권리범위는 이하의 특허청구범위에서 정해지는 것으로써, 명세서 본문의 기재에 구속되지 않으며, 청구범위의 균등 범위에 속하는 변형과 변경은 모두 본 발명의 범위에 속할 것이다.
도 1은 본 발명에 의한 압연하중의 계산방법을 나타내는 순서도.
도 2는 스테인리스강의 냉간변형 시 가공유기 마르텐사이트 변태에 의한 가공경화 특성을 보여주는 응력-변형률 곡선을 도시하는 그래프도.
도 3은 스테인리스 304강의 6.7% 냉간압연 후 인장시험 결과를 보여주는 그래프도.
도 4a는 스테인리스 304강 소둔재의 인장시험 결과와 본 발명에 의해 예측한 유동곡선을 보여주는 그래프도.
도 4b는 스테인리스 304강을 6.7% 냉간압연 후 인장시험 결과와 본 발명에 의해 예측한 유동곡선을 보여주는 그래프도.
도 4c는 스테인리스 304강을 6.7%, 21.4%, 18.2% 3단 냉간압연 후 인장시험 결과와 본 발명에 의해 예측한 유동곡선을 보여주는 그래프도.
도 4d는 스테인리스 304강을 6.7%, 21.4%, 18.2%, 14.3% 4단 냉간압연 후 인장시험 결과와 본 발명에 의해 예측한 유동곡선을 보여주는 그래프도.
Claims (3)
- 스테인리스강의 냉간압연 하중예측 방법에 있어서,하기 식에 의하여 오스테나이트 모상의 유동응력(σγ)을 구하는 단계;
(A, n : 오스테나이트 모상의 유동응력특성에 관련된 재료상수, ε: 변형율)압연 중 생성된 변형유기 마르텐사이트에 의한 가공경화 증가효과(σm)를 하기식에 의하여 계산하는 단계;
(B:가공경화의 마르텐사이트 함량 의존성을 나타내는 재료상수, Δfm: 해당 압연패스에서 새롭게 형성된 마르텐사이트의 분율, β,α,q : 가공에 따른 마르텐사이트 생성정도에 관련된 재료상수)입측소재의 마르텐사이트 함량에 따른 유동응력 증가효과(σm 0)를 하기식에 의하여 계산하는 단계; 및
(C: 입측소재의 마르텐사이트 함량에 따른 항복강도의 증가율을 나타내는 재료상수, fm o: 입측소재가 이미 함유하고 있는 마르텐사이트 분율)변형저항을 계산하는 단계;를 포함하는 스테인리스강 냉간압연 하중예측 방법. - 제1항에 있어서,상기 변형저항(Km)을 계산하는 단계는 하기 식에 의하여 얻어지는 스테인리스강 냉간압연 하중예측 방법.
- 제1항에 있어서,최초 압연패스 이전에 이미 사전에 냉간압연된 소재를 사용하는 경우 하기 식에 의해 사전 냉간압연에 의한 초기 마르텐사이트 함량을 구하여 입측소재 마르텐사이트 함량에 도입해 주는 것을 포함하는 스테인리스강 냉간압연 하중예측 방법.
((Δfm)j: j 패스로 이루어진 예비압연 또는 1차 냉간압연 시의 패스별 마르텐사이트 증분)
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