KR101403222B1

KR101403222B1 - 성형성 및 재질균일성이 우수한 초고강도 고탄소 열연강판 및 그 제조방법.

Info

Publication number: KR101403222B1
Application number: KR1020120040366A
Authority: KR
Inventors: 임영록; 전재춘; 이병호
Original assignee: 주식회사 포스코
Priority date: 2012-04-18
Filing date: 2012-04-18
Publication date: 2014-06-02
Also published as: KR20130117286A

Abstract

본 발명의 일측면은 미세하고 균일한 조직을 갖는 성형성 및 재질균일성이 우수한 초고강도 고탄소 열연강판 및 그 제조방법을 제공하고자 한다.

Description

성형성 및 재질균일성이 우수한 초고강도 고탄소 열연강판 및 그 제조방법.{ULTRA HIGH STRENGTH AND HIGH CARBON HOT ROLLED STEEL SHEET HAVING EXCELLNT FORMABILITY AND UNIFORMITY AND METHOD FOR MANUFACTURING THEREOF}

본 발명은 성형성 및 재질균일성이 우수한 초고강도 고탄소 열연강판 및 그 제조방법에 관한 것이다.

고탄소 강판은 탄소를 0.3중량% 이상으로 함유하고, 그 결정조직이 펄라이트 결정상을 갖는 강판을 말한다. 고탄소 강판은 최종 공정을 거친 이후에 높은 강도와 높은 경도를 갖게 된다. 이와 같이 고탄소 강판은 높은 강도와 높은 경도를 갖기 때문에 높은 강도와 경도가 요구되는 공구강이나 기계 구조용강으로 사용된다.

고탄소 강판은 통상 슬라브를 연속식 열간압연 공정에 의하여 열연강판이라는 중간 제품으로 제조된다. 열연강판은 열간압연을 하기 위해 가열된 슬라브를 조압연과 마무리압연을 통하여 소정의 두께로 압연한 다음, 수냉각대(ROT: Run-Out Table)에서 적정온도까지 냉각하여 두루마리 형태의 코일로 권취하여 제조된다.

상기와 같은 방법에 의해 제조된 고탄소 열연강판은 블랭킹, 굽힘, 프레스 가공 등과 같은 공정을 거쳐 원하는 형태를 확보한 후, 최종 열처리를 통해 최종 제품으로 가공된다. 이러한 공정을 거쳐 제조된 고탄소 열연강판은 성형성 및 재질균일성이 요구된다.

고탄소 열연강판 내의 재질 편차가 크면, 성형과정에서 부품의 치수 정밀도가 떨어질 뿐만 아니라, 가공 중 결함을 야기하게 되어 최종 열처리 과정에서도 불균일한 조직분포를 유발하게 된다.

따라서, 열연강판 자체의 우수한 성형성 및 재질균일성 확보에 관한 발명의 개발이 요구되고 있다.

본 발명의 일측면인 성형성 및 재질균일성이 우수한 초고강도 고탄소 열연강판은 중량%로, C: 0.3~0.6%, Si: 0.5% 이하(0%는 제외), Mn: 0.2~1.5%, Cr: 1.0% 이하(0%는 제외), Al: 0.05% 이하(0%는 제외), B: 0.0005~0.005%, Ti: 0.005~0.05%, N: 0.01% 이하(0%는 제외), P: 0.03% 이하, S: 0.015% 이하, 잔부 Fe 및 기타 불가피한 불순물을 포함하고, 하기 수학식 1을 만족하며, 미세조직은 베이나이트를 포함한다.

수학식 1: Mn + 1.3×Cr + 2.5×C > 1.5

단, 상기 수학식 1에서 C, Mn, Cr은 각각 해당원소의 함량(중량%)을 나타낸다.

본 발명의 다른 일측면인 성형성 및 재질 균일성이 우수한 초고강도 고탄소 열연강판의 제조방법은 중량%로, C: 0.3~0.6%, Si: 0.5% 이하(0%는 제외), Mn: 0.2~1.5%, Cr: 1.0% 이하(0%는 제외), Al: 0.05% 이하(0%는 제외), B: 0.0005~0.005%, Ti: 0.005~0.05%, N: 0.01% 이하(0%는 제외), P: 0.03% 이하, S: 0.015% 이하, 잔부 Fe 및 기타 불가피한 불순물을 포함하고, 하기 수학식 1을 만족하는 강 슬라브를 준비하는 단계; 상기 강 슬라브를 1100~1300℃에서 재가열하는 단계; 상기 재가열된 강 슬라브를 800~1000℃의 온도로 열간마무리압연하는 단계; 상기 열간압연된 강판을 하기 수학식 2를 만족하는 냉각속도(CR1)로 500℃에 도달하도록 1차 냉각하는 단계; 상기 1차 냉각된 강판을 하기 수학식 4를 만족하는 냉각속도(CR2)로 하기 수학식 5를 만족하는 권취온도(CT)까지 2차 냉각하는 단계 및 상기 2차 냉각된 강판은 하기 수학식 5를 만족하는 권취온도(CT)에서 권취하는 단계를 포함하고 상기 성분 및 권취온도가 수학식 6을 만족한다.

수학식 1: Mn + 1.3×Cr + 2.5×C > 1.5

수학식 2: Cond1 ≤ CR1(℃/sec) < 120 (단, Cond1 = 250 - 250×C - 100×Mn - 130×Cr 또는 5 중에 큰 값)

수학식 4: 0 ≤ CR2(℃/sec) ≤ Cond2 (단, Cond2 = 150 - CT/3.33)

수학식 5: Cond3 ≤ CT(℃) ≤ 500 (단, Cond3 = 560 - 474×C - 33×Mn - 17×Cr)

수학식 6: 325Xc+30xMn+50xCr+1150000/(273+CT)>1750

단, 상기 수학식 1, 2, 4 내지 6에서 C, Mn, Cr은 각각 해당원소의 함량(중량%)을 나타낸다.

본 발명의 다른 일측면인 성형성 및 재질균일성이 우수한 고강도 고탄소 열연강판의 제조방법은 중량%로, C: 0.3~0.6%, Si: 0.5% 이하(0%는 제외), Mn: 0.2~1.5%, Cr: 1.0% 이하(0%는 제외), Al: 0.05% 이하(0%는 제외), B: 0.0005~0.005%, Ti: 0.005~0.05%, N: 0.01% 이하(0%는 제외), P: 0.03% 이하, S: 0.015% 이하, 잔부 Fe 및 기타 불가피한 불순물을 포함하고, 하기 수학식 1을 만족하는 강 슬라브를 준비하는 단계; 상기 강 슬라브를 1100~1300℃에서 재가열하는 단계; 상기 재가열된 강 슬라브를 800~1000℃의 온도로 열간마무리압연하는 단계; 상기 열간압연된 강판을 하기 수학식 3를 만족하는 냉각속도(CR1′)로 500℃에 도달하도록 1차 냉각하는 단계; 상기 1차 냉각된 강판을 하기 수학식 4를 만족하는 냉각속도(CR2)로 하기 수학식 5를 만족하는 권취온도(CT)까지 2차 냉각하는 단계 및 상기 2차 냉각된 강판은 하기 수학식 5를 만족하는 권취온도(CT)에서 권취하는 단계를 포함하고 상기 성분 및 권취온도가 수학식 6을 만족한다.

수학식 1: Mn + 1.3×Cr + 2.5×C > 1.5

수학식 3: Cond1 ≤ CR1′(℃/sec) ≤ Cond1 + 20 (단, Cond1 = 250 - 250×C - 100×Mn - 130×Cr 또는 5 중에 큰 값)

수학식 4: 0 ≤ CR2(℃/sec) ≤ Cond2 (단, Cond2 = 150 - CT/3.33)

수학식 6: 325xC+30xMn+50xCr+1150000/(273+CT)>1750

단, 상기 수학식 1 및 3 내지 6에서 C, Mn, Cr은 각각 해당원소의 함량(중량%)을 나타낸다.

덧붙여 상기한 과제의 해결수단은, 본 발명의 특징을 모두 열거한 것은 아니다. 본 발명의 다양한 특징과 그에 따른 장점과 효과는 아래의 구체적인 실시형태를 참조하여 보다 상세하게 이해될 수 있을 것이다.

본 발명에 따르면, 강성분을 최적화함으로써, 열연조직간 재질 균일성이 우수하고, 성형 후 부품의 치수 정밀도가 우수하며, 가공 중 결함이 발생되지 않고, 최종 열처리 과정 후에도 균일한 조직 및 경도 분포를 가지며 성형성도 우수한 초고강도 고탄소 열연강판을 얻을 수 있다. 더불어, 미세조직의 제어에 따라 1GPa 이상의 인장강도를 갖는 초고강도 고탄소 열연강판을 얻을 수 있다.

본 발명자들은 상기 전술한 기술들이 해결하지 못한 문제점을 극복하고 성형성 및 재질균일성이 우수한 고탄소 열연강판을 개발하기 위하여 연구를 행한 결과, 강재의 조성성분, 미세조직 및 공정조건을 제어함으로써 성형성 및 재질균일성이 우수한 고탄소열연강판을 생산할 수 있음을 확인하고 본 발명에 이르게 되었다.

이하, 본 발명의 일측면인 성형성 및 재질균일성이 우수한 초고강도 고탄소 열연강판에 대하여 상세히 설명한다.

수학식 1: Mn + 1.3×Cr + 2.5×C > 1.5

탄소(C): 0.3~0.6중량%

탄소는 열처리시의 경화능과 열처리 후 경도를 확보하기 위해 필요한 원소이다. 본 발명에서는 고탄소 열연재의 인장강도를 1000 MPa 이상으로 하기 위해 0.3중량% 이상 첨가되는 것이 바람직하다. 반면에, C의 함량이 0.6중량%를 초과하는 경우에는 매우 높은 열연 경도를 갖게 되어 재질 편차의 절대값도 증가하고, 성형성도 나빠지기 때문에 우수한 재질 균일 특성이 나타나지 않는다.

실리콘(Si): 0.5중량% 이하(0중량%는 제외)

실리콘(Si)은 탈산을 위해 Al과 함께 첨가하게 되는데, Si가 첨가될 경우 적스케일이 발생하는 역기능이 있고, 페라이트를 안정화시켜 재질 편차를 증대시킬 가능성이 있으므로, 그 상한은 0.5중량%로 제한하는 것이 바람직하다.

망간(Mn): 0.2~1.5중량%

망간(Mn)은 경화능을 증가시키고 열처리 후 경도를 확보하는 데에도 기여한다. Mn이 0.2중량% 미만인 경우에는 조대한 FeS가 형성되어 강재가 매우 취약해질 수 있고, 높은 강도의 베이나이트 상을 형성시키기 어렵다. 반면에, Mn이 1.5중량%를 초과하여 첨가되는 경우에는 합금 원가가 증가하고 잔류 오스테나이트를 형성시킬 우려도 있다.

크롬(Cr): 1.0중량% 이하(0중량%는 제외)

크롬(Cr)은 경화능을 증가시켜 느린 냉각 속도에서도 페라이트 및 펄라이트 상의 형성을 회피할 수 있고 열처리 후 마르텐사이트 경도에도 기여한다. Cr의 함량이 1.0중량%를 초과하는 경우에는 합금 원가가 증가하고 지나치게 변태가 지연되어 ROT 내에서 충분한 상변태를 얻기 어려울 우려가 있어, 그 상한을 1.0중량%로 한정하는 것이 바람직하다.

알루미늄(Al): 0.05중량% 이하(0중량%는 제외)

알루미늄(Al)은 탈산을 위해 첨가하는 원소이다. 제강공정에서 탈산제로서 첨가량이 지나치게 많을 경우 연주시 노즐 막힘을 유발할 수 있기 때문에, 그 상한을 0.05중량%로 한정하는 것이 바람직하다.

보론(B): 0.0005~0.005중량%

보론(B)은 강재의 경화능에 크게 기여하는 원소이다. 경화능 강화 효과를 확보하기 위해서는 0.0005중량% 이상 첨가할 필요가 있다. 반면에, 첨가량이 지나치게 많을 경우 입계에 보론 탄화물을 형성하여 핵생성 장소를 제공하므로 오히려 경화능을 악화시킬 우려가 있으므로, 그 상한을 0.005중량%로 한정하는 것이 바람직하다.

티타늄(Ti): 0.005~0.05중량%

티타늄(Ti)은 N과 반응하여 TiN을 형성함으로써 BN의 형성을 억제하는 소위 보론 보호를 위해 첨가하는 원소이다. 그 첨가량이 0.005중량% 미만인 경우에는 강중의 질소를 효과적으로 고정하기 못할 우려가 있다. 반면에, 첨가량이 지나치게 많을 경우에는 TiN 조대화 등으로 강재를 취약하게 할 우려가 있다. 따라서, 강중의 질소를 충분히 고정할 수 있도록 그 상한을 0.05중량%로 한정하는 것이 바람직하다.

질소(N): 0.01중량% 이하(0중량%는 제외)

질소(N)는 강재의 경도에 기여하나 제어가 곤란하며, 그 함량이 0.01중량%를 초과하면 취성이 발생할 위험성이 크게 증가되고, TiN을 형성하고도 남은 여분의 N이 경화능에 기여하여야 할 B를 BN 형태로 소모시킬 가능성이 있으므로, 그 상한을 0.01중량%로 한정하는 것이 바람직하다.

본 발명의 나머지 성분은 철(Fe)이다. 다만, 통상의 제조과정에서는 원료 또는 주위 환경으로부터 의도되지 않는 불순물들이 불가피하게 혼입될 수 있으므로, 이를 배제할 수는 없다. 이들 불순물들은 통상의 제조과정의 기술자라면 누구라도 알 수 있는 것이기 때문에 그 모든 내용을 특별히 본 명세서에서 언급하지는 않는다.

다만, 그 중 인 및 황은 일반적으로 많이 언급되는 불순물이기 때문에 이에 대하여 간략히 설명하면 다음과 같다.

인(P): 0.03중량% 이하

상기 인은 불가피하게 함유되는 불순물로써, 용접성의 저하 및 강의 취성이 발생할 위험성이 커지기 때문에 후물재의 중심부 저온충격인성을 확보하기 위해서는 가능한 한 낮게 제어하는 것이 바람직하다.

이론상 인의 함량은 0중량%로 제한하는 것이 유리하나, 제조공정상 필연적으로 함유될 수 밖에 없다. 따라서, 상한을 관리하는 것이 중요하며, 본 발명에서는 상기 인 함량의 상한은 0.03중량%로 한정하는 것이 바람직하다.

황(S): 0.015중량% 이하

상기 황은 불가피하게 함유되는 불순물로써, 강판의 연성 및 용접성을 저해시키기 때문에 그 함량을 최대한 억제하는 것이 바람직하다.

이론상의 황의 함량은 0중량%로 제한하는 것이 유리하나, 제조공정상 필연적으로 함유될 수 밖에 없다. 따라서, 상한을 관리하는 것이 중요하며, 본 발명에서 상기 황 함량의 상한은 0.015중량%로 한정하는 것이 바람직하다.

더불어, 상기 C, Mn 및 Cr은 하기 수학식 1을 만족하는 것이 바람직한데, 1.5 이하인 경우에는 냉각 중에 펄라이트 상을 확보하기 위해 지나치게 빠른 냉각속도가 요구되어 판의 형상이 나빠지고 재질편차가 우발될 가능성이 크다. 상한은 특별히 한정될 필요는 없으나, 효과 대비, 제조원가를 고려하여 그 상한은 3.0으로 제어할 수 있다. 그 이상으로 첨가할 경우 지나치게 강도가 높아져 성형성이 나빠질 수도 있다.

수학식 1: Mn + 1.3×Cr + 2.5×C > 1.5

단 상기 수학식 1에서 C, Mn, Cr은 각각 해당원소의 함량(중량%)을 나타낸다.

또한, 상기 성분계를 만족함으로서, 미세조직은 베이나이트를 포함하는 것이 바람직하다. 상기 베이나이트는 면적분율로 95% 이상인 것이 바람직하고, 더불어 베이나이트 상의 60% 이상은 권취 이전에 변태된 것이 보다 바람직하다.

상기 베이나이트 상의 면적분율이 95% 미만, 즉 초석페라이트 상, 펄라이트 상 및 마르텐사이트 상의 분율이 5% 이상 형성될 경우에는 강판의 재질 편차가 증대되어 균일한 재질을 갖는 열연강판을 확보하기 어렵다.

또한, 60% 이상의 베이나이트 상을 권취 이전에 확보하여 고강도 고탄소 열연강판의 재질균일성 특성을 확보할 수 있다. 권취 이전에 베이나이트 상을 60%이상 확보함으로써 베이나이트 조직의 래스(lath) 두께를 1㎛이하로 얻고 래스 두께의 표준편차와 평균값의 비가 0.6이하인 균일한 조직을 형성시켜 미세하고 균일한 조직을 확보할 수 있다. 반대로, 권취 이전에 변태된 베이나이트 상의 분율이 60% 미만으로 부족하게 되면, 권취 이후 변태 발열로 인해 래스 두께가 조대해지고, 부분적으로 경도가 낮은 조직이 형성된다.

또한, 고강도 고탄소 열연강판은 경도차가 40HV 이하인 것이 바람직하다. 경도차가 40HV를 초과하는 경우에는 조직의 조대화로 인하여 재질 편차가 증대되어 균일한 재질을 갖은 고강도 고탄소 열연강판을 확보하는 것이 어렵다.

더불어, 고강도 고탄소 열연강판은 1000 MPa 이상의 높은 인강장도를 갖는다.

이하, 본 발명의 다른 일측면인 성형성 및 재질균일성이 우수한 초고강도 고탄소 열연강판의 제조방법에 대하여 상세히 설명한다.

본 발명의 다른 일측면인 성형성 및 재질 균일성이 우수한 초고강도 고탄소 열연강판의 제조방법은 중량%로, C: 0.3~0.6%, Si: 0.5% 이하(0%는 제외), Mn: 0.2~1.5%, Cr: 1.0% 이하(0%는 제외), Al: 0.05% 이하(0%는 제외), B: 0.0005~0.005%, Ti: 0.005~0.05%, N: 0.01% 이하(0%는 제외), P: 0.03% 이하, S: 0.015% 이하, 잔부 Fe 및 기타 불가피한 불순물을 포함하고, 하기 수학식 1을 만족하는 강 슬라브를 준비하는 단계; 상기 강 슬라브를 1100~1300℃에서 재가열하는 단계; 상기 재가열된 강 슬라브를 800~1000℃의 온도로 열간마무리압연하는 단계; 상기 열간압연된 강판을 하기 수학식 2를 만족하는 냉각속도(CR1)로 500℃에 도달하도록 1차 냉각하는 단계; 상기 1차 냉각된 강판을 하기 수학식 3을 만족하는 냉각속도(CR2)로 하기 수학식 4를 만족하는 권취온도(CT)까지 2차 냉각하는 단계 및 상기 2차 냉각된 강판은 하기 수학식 4를 만족하는 권취온도(CT)에서 권취하는 단계를 포함하고 상기 성분 및 권취온도가 수학식 6을 만족한다.

수학식 1: Mn + 1.3×Cr + 2.5×C > 1.5

수학식 4: 0 ≤ CR2(℃/sec) ≤ Cond2 (단, Cond2 = 150 - CT/3.33)

수학식 6: 325xC+30xMn+50xCr+1150000/(273+CT)>1750

단, 상기 수학식 1, 2, 4 내지 6에서 C, Mn, Cr는 각각 해당원소의 함량(중량%)을 나타낸다.

재가열 단계

상술한 성분계를 만족하는 슬라브를 1100~1300℃에서 재가열 하는 것이 바람직하다. 상기 재가열 온도가 1100℃ 미만인 경우에는 열간압연하중이 급격히 증가하는 문제가 발생한다. 반면에, 1300℃를 초과하는 경우에는 표면 스케일 양이 증가하여 재료의 손실로 이어질 수 있으며, 가열 비용도 증대된다. 그러므로, 슬라브의 재가열온도는 1100~1300℃로 한정하는 것이 바람직하다.

열간압연 단계

상기와 같이 재가열된 슬라브에 열간압연을 실시할 수 있다. 이때, 열간마무리압연은 800~1000℃에서 행하는 것이 바람직하다. 상기 열간 마무리압연 온도가 800℃ 미만인 경우에는 압연하중이 크게 증가한다. 반면에, 상기 열간마무리 압연온도가 1000℃를 초과하는 경우에는 강판의 조직이 조대화되어 강재가 취약해지며, 스케일이 두꺼워지고, 고온압연성 스케일 결함 등의 표면 품질 저하가 발생한다. 따라서, 상기 열간마무리압연은 800~1000℃로 한정하는 것이 바람직하다.

1차 냉각단계

상기와 같이 열간압연된 강판을 1차 냉각하는 것이 바람직하다. 또한, 상기 열간압연된 강판을 상기 마무리 열간압연 온도로부터 470~530℃에 도달할 때까지 수냉각대(ROT: Run-Out Table)에서 냉각한다. 이때 1차 냉각속도(CR1)는 하기 수학식 2를 만족하도록 정해지는 것이 바람직하다.

수학식 2: Cond1 ≤ CR1(℃/sec) < 120(℃/s) (단, Cond1 = 250 - 250×C - 100×Mn - 130×Cr 또는 5 중에 큰 값)

단, 상기 수학식 2에서 C, Mn, Cr는 각각 해당원소의 함량(중량%)을 나타낸다.

상기 수학식 2에서 기재된 바와 같이 상기 1차 냉각속도(CR1)는 120℃/초 미만으로부터 Cond1 이상 범위의 냉각속도로 제어하는 것이 바람직하다. 냉각속도(CR1)가 Cond1 또는 5 중의 큰 값 보다 느릴 경우에는 냉각 중에 페라이트 상 또는 펄라이트 상이 형성되어 경도차가 40 HV 초과된다. 반면에 냉각속도가 120℃/초 이상인 경우에는 판형상이 크게 나빠지게 된다.

2차 냉각단계

상기와 같이 1차 냉각된 강판을 2차 냉각을 실시할 수 있다. 또한, 상기 1차 냉각된 강판의 온도로부터 후술하는 권취온도(CT)에 도달할 때까지 2차 냉각속도(CR2)로 냉각한다. 이때, 2차 냉각속도(CR2)는 하기 수학식 4를 만족하도록 정해지는 것이 바람직하다.

수학식 4: 0 ≤ CR2(℃/sec) ≤ Cond2 (단, Cond2 = 150 - CT/3.33)

상기 수학식 4에서 정의하는 바와 같이 상기 2차 냉각속도(CR2)은 0 이상 Cond2 이하 범위의 냉각속도로 제어하는 것이 바람직하다. 2차 냉각시, 0 이상의 2차 냉각속도로 서냉시킴으로써 권취 이전에 베이나이트 상을 면적분율로 60% 이상 변태시킬 수 있으며, 따라서 최종적으로 미세하고 균일한 래스 두께를 갖는 베이나이트 상을 확보할 수 있다.

반면에, 2차 냉각속도(CR2)가 Cond2를 초과하는 경우에는 권취 이전에 충분한 베이나이트 상 변태가 이루어지지 않고, 조건에 따라 마르텐사이트 상이 형성될 우려도 있다. 이러할 경우 재질 균일화 효과가 우수한 강판의 제조가 어렵다.

권취

상기 2차 냉각된 강판을 권취하는 것이 바람직하다. 이때, 권취온도(CT)는 하기 수학식 5를 만족하도록 정해지는 것이 바람직하다.

수학식 6: 325xC+30xMn+50xCr+1150000/(273+CT)>1750

단, 상기 수학식 5 및 6에서 C, Mn, Cr은 각각 해당원소의 함량(중량%)을 나타낸다.

상기 수학식 5에서 정의하는 바와 같이 권취온도(CT)는 Cond3 이상 500℃ 이하 범위의 온도로 제어하는 것이 바람직하다. 권취온도(CT)가 Cond3미만인 경우에는 마르텐사이트 상이 형성되어 경도차가 증가하게 된다. 반면에, 권취온도가 500℃를 초과하는 경우에는 전술한 냉각조건 등을 만족하여도 권취 후 유지 단계에서 펄라이트상이 형성되는 문제가 있다.

더불어 수학식 6을 만족하지 않는 경우에는 1000MPa 이상의 인장강도를 확보하기 어렵다.

본 발명의 다른 일측면인 성형성 및 재질균일성이 우수한 고강도 고탄소 열연강판의 제조방법은 중량%로, C: 0.3~0.6%, Si: 0.5% 이하(0%는 제외), Mn: 0.2~1.5%, Cr: 1.0% 이하(0%는 제외), Al: 0.05% 이하(0%는 제외), B: 0.0005~0.005%, Ti: 0.005~0.05%, N: 0.01% 이하(0%는 제외), P: 0.03% 이하, S: 0.015% 이하, 잔부 Fe 및 기타 불가피한 불순물을 포함하고, 하기 수학식 1을 만족하는 강 슬라브를 준비하는 단계; 상기 강 슬라브를 1100~1300℃에서 재가열하는 단계; 상기 재가열된 강 슬라브를 800~1000℃의 온도로 열간마무리압연하는 단계; 상기 열간압연된 강판을 하기 수학식 2를 만족하는 냉각속도(CR1′)로 500℃에 도달하도록 1차 냉각하는 단계; 상기 1차 냉각된 강판을 하기 수학식 3을 만족하는 냉각속도(CR2)로 하기 수학식 4를 만족하는 권취온도(CT)까지 2차 냉각하는 단계 및 상기 2차 냉각된 강판은 하기 수학식 4를 만족하는 권취온도(CT)에서 권취하는 단계를 포함하고 상기 성분 및 권취온도가 수학식 6을 만족한다.

수학식 1: Mn + 1.3×Cr + 2.5×C > 1.5

수학식 3: Cond1 ≤ CR1′(℃/sec) ≤ Cond1 + 20 (단, Cond1 = 250 - 250×C - 100×Mn- 130×Cr 또는 5 중에 큰 값)

수학식 4: 0 ≤ CR2(℃/sec) ≤ Cond2 (단, Cond2 = 150 - CT/3.33)

수학식 6: 325xC+30xMn+50xCr+1150000/(273+CT)>1750

재가열 단계

열간압연 단계

1차 냉각단계

상기와 같이 열간압연된 강판을 1차 냉각하는 것이 바람직하다. 또한, 상기 열간압연된 강판을 상기 마무리 열간압연 온도로부터 470~530℃에 도달할 때까지 수냉각대(ROT: Run-Out Table)에서 냉각한다. 이때 1차 냉각속도(CR1′)는 하기 수학식 3를 만족하도록 정해지는 것이 바람직하다.

단, 상기 수학식 3에서 C, Mn, Cr는 각각 해당원소의 함량(중량%)을 나타낸다.

상기 수학식 3에서 정의하는 바와 같이 1차 냉각속도(CR1′)은 Cond1 이상 Cond1 + 20℃/sec 이하 범위를 만족하도록 제어하는 것이 바람직하다. 1차 냉각속도(CR1′)가 Cond1 또는 5 중의 큰 값 보다 느릴 경우에는 냉각 중에 페라이트 상 또는 펄라이트 상이 형성되어 경도차가 40 HV 초과된다. 반면에 냉각속도가 Cond1 + 20℃/sec를 초과하는 경우에는 상변태 선단온도(nose temperature)로부터 멀리 떨어지지 않게 할 수 있으므로, 2차 냉각단계에서 베이나이트의 변태를 촉진시킨다.

2차 냉각단계

수학식 4: 0 ≤ CR2(℃/sec) ≤ Cond2 (단, Cond2 = 150 - CT/3.33)

상기 수학식 4에서 정의하는 바와 같이 2차 냉각속도(CR2)은 0 이상 Cond2 이하 범위의 냉각속도로 제어하는 것이 바람직하다. 2차 냉각시, 0 이상의 2차 냉각속도로 서냉시킴으로써 권취 이전에 베이나이트 상을 면적분율로 60% 이상 변태시킬 수 있으며, 따라서 최종적으로 미세하고 균일한 래스 두께를 갖는 베이나이트 상을 확보할 수 있다.

권취

수학식 6 325xC+30xMn+50xCr+1150000/(273+CT)>1750

이하, 실시예를 통하여 본 발명을 보다 구체적으로 설명하고자 한다. 다만, 하기의 실시예는 본 발명을 예시하여 보다 상세하게 설명하기 위한 것일 뿐, 본 발명의 권리범위를 한정하기 위한 것이 아니라는 점에 유의할 필요가 있다. 본 발명의 권리범위는 특허청구범위에 기재된 사항과 이로부터 합리적으로 유추되는 사항에 의해 결정되는 것이기 때문이다.

(실시예 1)

하기 표 1에 기재된 성분계를 만족하는 강을 30 Kg의 잉곳(ingot)으로 진공용해한 후, 사이징(sizing) 압연을 수행하여 30mm 두께의 슬라브로 제조한 후, 이 슬라브를 1200℃에서 1 시간 동안 재가열하였다. 이후, 상기 재가열한 슬라브를 900℃에서 마무리 열간압연을 수행하여 3mm 두께를 갖는 열연강판을 제조하였다.

마무리 압연 후, 상기 강판들을 수냉각대(ROT)에서 500℃까지 CR1의 냉각속도로 1차 냉각하고, 그 이후부터 권취 온도까지 CR2의 냉각속도로 2차 냉각하였다. 이후, 권취 온도까지 냉각을 완료시킨 열연강판을, 각각의 목표 권취 온도로 미리 가열시킨 로에 장입하여 1시간 동안 유지시킨 후 로냉하는 과정을 거쳐 열연 권취공정을 모사하였다. 상기 각 강판들에 적용되는 냉각속도(CR1, CR2) 및 권취 온도는 하기 표 2에 나타내었다.

권취 공정을 완료하여 얻은 최종 열연강판의 미세조직을 분석하고, 비커스 경도를 측정하여 하기 표 2에 나타내었다. 이때, 경도는 500g 하중의 비커스 경도로 측정하였으며, 30회 이상 측정한 결과에서 최대값을 100%, 최소값을 0% 설정할 때 95% 수준 및 5% 수준 경도의 차이를 경도차로 정의하였다.

또한, 상기 각각의 열연강판의 인장시험을 3회 이상 실시하여 평균 인장강도를 측정하였으며, 각 열연강판의 래스 두께의 크기와 표준편차는 상기 강판을 SEM으로 관찰한 후 측정한 래스 두께 데이터로부터 구하였다.

	C	Si	Mn	Cr	B	Ti	Al	P	S	N	수학식 1
발명예 1	0.347	0.21	0.702	0.005	0.0019	0.021	0.027	0.012	0.0054	0.0065	1.57
발명예 2	0.533	0.184	0.67	0.011	0.0020	0.019	0.031	0.015	0.0047	0.0075	2.01
발명예 3	0.36	0.23	0.75	0.98	0.0017	0.015	0.024	0.013	0.0016	0.0043	2.98
발명예4	0.448	0.041	0.404	0.03	0.0023	0.021	0.026	0.011	0.0079	0.0039	1.54
발명예 5	0.508	0.031	0.402	0.017	0.0019	0.021	0.035	0.013	0.0025	0.0052	1.69
발명예 6	0.363	0.030	0.950	0.500	0.0019	0.019	0.027	0.012	0.0025	0.0042	2.51
발명예 7	0.368	0.038	0.967	0.212	0.0014	0.019	0.026	0.015	0.0035	0.007	2.16
발명예 8	0.400	0.037	1.000	0.483	0.0021	0.021	0.017	0.012	0.0015	0.0065	2.63
발명예 9	0.385	0.044	1.370	0.014	0.0022	0.021	0.041	0.018	0.001	0.0063	2.35
비교예 1	0.353	0.191	0.704	0.012	0.0003	0.001	0.026	0.011	0.0043	0.0042	1.59
비교예 2	0.445	0.198	0.695	0.010	0.0004	0.001	0.028	0.016	0.0025	0.0033	1.82
비교예 3	0.345	0.042	0.333	0.025	0.0022	0.020	0.027	0.015	0.0051	0.0059	1.23

	Cond1	CR1 (℃/초)	Cond2	CR2 (℃/초)	Cond3	CT (℃)	베이나이트분율(면적%)	래스평균(㎛)	래스 편차(㎛)	경도편차	인장강도
발명예 1	93	100	21.5	10	372	428	97	0.72	0.31	31	1064
발명예 2	49	50	14.6	10	285	451	97	0.55	0.22	24	1069
발명예 3	5	30	16.1	10	348	446	98	0.78	0.41	32	1080
발명예4	94	100	17.6	10	334	441	96	0.63	0.27	17	1057
발명예 5	81	100	22.7	10	306	424	99	0.47	0.21	23	1118
발명예 6	5	30	32.6	10	348	391	97	0.54	0.18	26	1201
발명예 7	34	50	29.3	10	350	402	99	0.58	0.19	33	1157
발명예 8	5	30	26.6	10	329	411	96	0.57	0.26	32	1159
발명예 9	15	30	31.4	10	332	395	99	0.52	0.26	23	1183
비교예 1	90	100	20.3	10	369	432	75	0.73	0.32	52	701
비교예 2	68	75	15.2	10	326	449	67	0.67	0.19	67	812
비교예 3	127	100	21.8	10	385	427	72	0.72	0.37	78	916

상기 표 2에 나타낸 바와 같이, 발명예 1 내지 9는 본 발명에서 제어한 성분계, 미세조직 및 수학식 1, 2, 4 및 5를 만족하는 실시예로서, 인장강도가 1000MPa이상이고, 경도 편차 즉, 경도 차이가 40HV이하이며, 재질균일성이 우수한 초고강도 고탄소 열연강판을 제조할 수 있다.

반면 비교예 1 및 2의 경우에는 본 발명에서 제한하는 성분계의 함량 중 보론 첨가량이 벗어나, 베이나이트 상의 분율을 95%이상으로 확보하지 못하여 경도 편차가 100 HV 이상으로 측정된 것을 알 수 있다. 또한 이들 강판의 인장강도는 1000 MPa 이하로 측정된 것으로 보아, 본 발명에서 확보하고자 하는 목표재질을 확보하지 못하였다.

또한, 비교예 3의 경우에는 본 발명에서 제한하는 각 원소 중 Mn, Cr, C비가 수학식 1의 범위를 벗어나고, 1차 냉각하는 단계에서 경화능의 부족으로 펄라이트 상이 형성되어 베이나이트 상의 분율이 95% 이하이며, 경도 편차도 40 HV 이상으로 측정되었다.

따라서, 상기 결과를 통해, 본 발명에서 제공하는 성분조건 및 제조 조건을 모두 만족하여야만 재질 균일성이 우수한 고강도 열연강판을 얻을 수 있다.

(실시예 2)

하기 표 3에 기재된 성분계를 만족하는 강을 30 Kg의 잉곳(ingot)으로 진공용해한 후, 사이징(sizing) 압연을 수행하여 30mm 두께의 슬라브로 제조한 후, 이 슬라브를 1200℃에서 1 시간 동안 재가열하였다. 이후, 상기 재가열한 슬라브를 900℃에서 마무리 열간압연을 수행하여 3mm 두께를 갖는 열연강판을 제조하였다.

마무리 압연 후, 상기 강판들을 수냉각대(ROT)에서 500℃까지 CR1′의 냉각속도로 1차 냉각하고, 그 이후부터 권취 온도까지 CR2의 냉각속도로 2차 냉각하였다. 이후, 권취 온도까지 냉각을 완료시킨 열연강판을, 각각의 목표 권취 온도로 미리 가열시킨 로에 장입하여 1시간 동안 유지시킨 후 로냉하는 과정을 거쳐 열연 권취공정을 모사하였다. 상기 각 강판들에 적용되는 냉각속도(CR1′, CR2) 및 권취 온도는 하기 표 4에 나타내었다.

권취 공정을 완료하여 얻은 최종 열연강판의 미세조직을 분석하고, 비커스 경도를 측정하여 하기 표 4에 나타내었다. 이때, 경도는 500g 하중의 비커스 경도로 측정하였으며, 30회 이상 측정한 결과에서 최대값을 100%, 최소값을 0% 설정할 때 95% 수준 및 5% 수준 경도의 차이를 경도차로 정의하였다.

	C	Si	Mn	Cr	B	Ti	Al	P	S	N	수학식 1
발명예 10	0.352	0.212	0.412	0.712	0.0018	0.017	0.041	0.013	0.0032	0.0046	2.22
발명예 11	0.375	0.035	1.12	0.32	0.0022	0.018	0.027	0.011	0.0008	0.0034	2.47
발명예 12	0.401	0.127	0.247	0.951	0.0016	0.016	0.026	0.012	0.0028	0.0026	2.49
발명예 13	0.411	0.219	0.512	0.153	0.0017	0.018	0.019	0.016	0.0052	0.0051	1.74
발명예 14	0.439	0.206	0.712	0.013	0.0023	0.021	0.018	0.008	0.0043	0.0027	1.83
발명예 15	0.451	0.123	0.272	0.397	0.0021	0.022	0.022	0.009	0.0027	0.0032	1.92
발명예 16	0.506	0.039	1.117	0.151	0.0016	0.017	0.023	0.012	0.0033	0.0041	2.58
발명예 17	0.499	0.059	0.412	0.205	0.0011	0.023	0.025	0.010	0.0015	0.0042	1.93
발명예 18	0.565	0.067	1.237	0.397	0.0009	0.017	0.034	0.013	0.0023	0.0033	3.17
비교예 4	0.372	0.192	0.672	0.333	0.0002	0.005	0.037	0.015	0.0017	0.0028	2.03
비교예 5	0.441	0.105	0.375	0.51	0.0003	0.007	0.042	0.017	0.0027	0.0054	2.14
비교예 6	0.512	0.043	0.333	0.025	0.0019	0.014	0.019	0.012	0.0042	0.0022	1.65

	Cond1	CR1′ (℃/초)	Cond2	CR2 (℃/초)	Cond3	CT (℃)	베이나이트분율(면적%)	래스평균(㎛)	래스 편차(㎛)	경도편차	인장강도
발명예 10	28	35	14.6	10	367	451	97	0.81	0.25	21	1045
발명예 11	5	20	11.0	10	340	463	98	0.83	0.27	20	1010
발명예 12	5	20	17.3	10	346	442	98	0.70	0.26	23	1079
발명예 13	76	85	26.0	10	346	413	99	0.56	0.21	26	1100
발명예 14	67	85	30.2	10	328	399	98	0.46	0.18	28	1172
발명예 15	58	75	37.4	10	331	375	99	0.34	0.12	25	1263
발명예 16	5	20	17.0	10	281	443	99	0.55	0.13	19	1105
발명예 17	57	75	22.7	10	306	424	97	0.48	0.13	18	1142
발명예 18	5	20	21.8	10	245	427	98	0.40	0.14	23	1193
비교예 4	47	50	19.4	10	356	435	83	0.71	0.22	83	898
비교예 5	36	50	14.6	10	330	451	75	0.68	0.21	75	923
비교예 6	86	50	20.0	10	306	433	78	0.50	0.21	78	989

상기 표 3에 나타낸 바와 같이, 발명예 10 내지 18는 본 발명에서 제어한 성분계, 미세조직 및 수학식 1, 3 내지 6을 만족하는 실시예로서, 인장강도가 1000MPa이상이고, 경도 편차 즉, 경도 차이가 40HV이하이며, 재질균일성이 우수한 초고강도 고탄소 열연강판을 제조할 수 있다.

반면 비교예 4 및 5의 경우에는 본 발명에서 제한하는 성분계의 함량 중 보론 첨가량이 벗어나, 베이나이트 상의 분율을 95%이상으로 확보하지 못하여 경도 편차가 100 HV 이상으로 측정된 것을 알 수 있다. 또한 이들 강판의 인장강도는 1000 MPa 이하로 측정된 것으로 보아, 본 발명에서 확보하고자 하는 목표재질을 확보하지 못하였다.

또한, 비교예 6의 경우에는 본 발명에서 제한하는 각 원소 중 Mn, Cr, C비가 수학식 1의 범위를 벗어나고, 1차 냉각하는 단계에서 경화능의 부족으로 펄라이트 상이 형성되어 베이나이트 상의 분율이 95% 이하이며, 경도 편차도 40 HV 이상으로 측정되었다.

이상 실시예를 참조하여 설명하였지만, 해당 기술 분야의 숙련된 당업자는 하기의 특허 청구의 범위에 기재된 본 발명의 사상 및 영역으로부터 벗어나지 않는 범위 내에서 본 발명을 다양하게 수정 및 변경시킬 수 있음을 이해할 수 있을 것이다.

Claims

중량%로, C: 0.3~0.6%, Si: 0.5% 이하(0%는 제외), Mn: 0.2~1.5%, Cr: 1.0% 이하(0%는 제외), Al: 0.05% 이하(0%는 제외), B: 0.0005~0.005%, Ti: 0.005~0.05%, N: 0.01% 이하(0%는 제외), P: 0.03% 이하, S: 0.015% 이하, 잔부 Fe 및 기타 불가피한 불순물을 포함하고, 하기 수학식 1을 만족하며, 미세조직은 베이나이트를 포함하는 성형성 및 재질 균일성이 우수한 초고강도 고탄소 열연강판.
수학식 1: Mn + 1.3×Cr + 2.5×C > 1.5
(단, 상기 수학식 1에서 C, Mn, Cr는 각각 해당원소의 함량(중량%)임)
제 1항에 있어서,
상기 베이나이트는 면적분율로, 95%이상이며, 상기 베이나이트의 60%이상은 권취 이전에 변태된 성형성 및 재질균일성이 우수한 초고강도 고탄소 열연강판.
제 1항에 있어서,
상기 베이나이트의 래스(lath) 평균두께는 1 μm 이하이며, 상기 래스 두께의 '표준편차/평균값'이 0.6 이하인 성형성 및 재질균일성이 우수한 초고강도 고탄소 열연강판.
제 1항에 있어서,
상기 열연강판의 경도 차이는 40HV이하인 성형성 및 재질균일성이 우수한 초고강도 고탄소 열연강판.
제 1항에 있어서,
상기 열연강판의 인장강도는 1000MPa이상인 성형성 및 재질균일성이 우수한 초고강도 고탄소 열연강판.
중량%로, C: 0.3~0.6%, Si: 0.5% 이하(0%는 제외), Mn: 0.2~1.5%, Cr: 1.0% 이하(0%는 제외), Al: 0.05% 이하(0%는 제외), B: 0.0005~0.005%, Ti: 0.005~0.05%, N: 0.01% 이하(0%는 제외), P: 0.03% 이하, S: 0.015% 이하, 잔부 Fe 및 기타 불가피한 불순물을 포함하고, 하기 수학식 1을 만족하는 강 슬라브를 준비하는 단계;
상기 강 슬라브를 1100~1300℃에서 재가열하는 단계;
상기 재가열된 강 슬라브를 800~1000℃의 온도로 열간마무리압연하는 단계;
상기 열간압연된 강판을 하기 수학식 2를 만족하는 냉각속도(CR1)로 500℃에 도달하도록 1차 냉각하는 단계;
상기 1차 냉각된 강판을 하기 수학식 4를 만족하는 냉각속도(CR2)로 하기 수학식 5를 만족하는 권취온도(CT)까지 2차 냉각하는 단계; 및
상기 2차 냉각된 강판은 하기 수학식 5를 만족하는 권취온도(CT)에서 권취하는 단계를 포함하고 상기 성분 및 권취온도가 수학식 6을 만족하는 성형성 및 재질균일성이 우수한 초고강도 고탄소 열연강판의 제조방법.

수학식 1: Mn + 1.3×Cr + 2.5×C > 1.5
수학식 2: Cond1 ≤ CR1(℃/sec) < 120 (단, Cond1 = 250 - 250×C- 100×Mn- 130×Cr 또는 5 중에 큰 값)
수학식 4: 0 ≤ CR2(℃/sec) ≤ Cond2 (단, Cond2 = 150 - CT/3.33)
수학식 5: Cond3 ≤ CT(℃) ≤ 500 (단, Cond3 = 560 - 474×C - 33×Mn - 17×Cr)
수학식 6: 325Xc+30xMn+50xCr+1150000/(273+CT)>1750
(단, 상기 수학식 1, 2, 4 내지 6에서 C, Mn, Cr는 각각 해당원소의 함량(중량%)임)
중량%로, C: 0.3~0.6%, Si: 0.5% 이하(0%는 제외), Mn: 0.2~1.5%, Cr: 1.0% 이하(0%는 제외), Al: 0.05% 이하(0%는 제외), B: 0.0005~0.005%, Ti: 0.005~0.05%, N: 0.01% 이하(0%는 제외), P: 0.03% 이하, S: 0.015% 이하, 잔부 Fe 및 기타 불가피한 불순물을 포함하고, 하기 수학식 1을 만족하는 강 슬라브를 준비하는 단계;
상기 강 슬라브를 1100~1300℃에서 재가열하는 단계;
상기 재가열된 강 슬라브를 800~1000℃의 온도로 열간마무리압연하는 단계;
상기 열간압연된 강판을 하기 수학식 3를 만족하는 냉각속도(CR1′)로 500℃에 도달하도록 1차 냉각하는 단계; 및
상기 1차 냉각된 강판을 하기 수학식 4를 만족하는 냉각속도(CR2)로 하기 수학식 5를 만족하는 권취온도(CT)까지 2차 냉각하는 단계; 및
상기 2차 냉각된 강판은 하기 수학식 5를 만족하는 권취온도(CT)에서 권취하는 단계를 포함하고 상기 성분 및 권취온도가 수학식 6을 만족하는 성형성 및 재질균일성이 우수한 초고강도 고탄소 열연강판의 제조방법.

수학식 1: Mn + 1.3×Cr + 2.5×C > 1.5
수학식 3: Cond1 ≤ CR1′(℃/sec) ≤ Cond1 + 20 (단, Cond1 = 250 - 250×C - 100×Mn - 130×Cr 또는 5 중에 큰 값)
수학식 4: 0 ≤ CR2(℃/sec) ≤ Cond2 (단, Cond2 = 150 - CT/3.33)
수학식 5: Cond3 ≤ CT(℃) ≤ 500 (단, Cond3 = 560 - 474×C - 33×Mn - 17×Cr)
수학식 6: 325xC+30xMn+50xCr+1150000/(273+CT)>1750
(단, 상기 수학식 1 및 3 내지 6에서 C, Mn, Cr는 각각 해당원소의 함량(중량%)임)
제 6항 또는 제 7항에 있어서,
상기 권취 단계 이전의 미세조직은 베이나이트가 60%이상 변태되도록 행하는 성형성 및 재질균일성이 우수한 초고강도 고탄소 열연강판의 제조방법.