KR101569357B1 - 고상 접합성이 우수한 저항복비 고강도 열연강판 및 그 제조 방법 - Google Patents
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Abstract
본 발명은 주로 자동차 휠림 및 샤시부품의 멤버류 등 용도로 사용되는 고강도 열연강판에 관한 것으로서, 연연속 압연 공정에 적합한 고상 접합성이 우수한 저항복비 고강도 열연강판 및 그 제조 방법에 관한 것이다.
Description
본 발명은 주로 자동차 휠림 및 샤시부품의 멤버류 등 용도로 사용되는 고강도 열연강판의 제조 방법에 관한 것으로, 보다 상세하게는, 고상 접합성이 우수한 저항복비 고강도 열연강판 및 그 제조 방법에 관한 것이다.
종래의 저항복비형 열연강판은 페라이트-마르텐사이트의 이상복합 조직강으로, 마르텐사이트 변태 시 도입되는 가동전위에 의하여 연속항복 거동과 낮은 항복강도 특성이 발휘되며, 연신율 및 장출성형성이 우수한 특성을 갖게 된다.
상기와 같은 물성을 확보하기 위하여, 종래에는 Si-Mn, Mn-P-Cr 성분계를 기본으로 열간압연 후, 페라이트 변태역에서 수초간 유지하여 마르텐사이트 변태개시온도(Ms) 이하로 제어하는 방법 (특허문헌 1, 2 및 3)을 사용하거나, Si-Mn-Cr 혹은 Si-Mn-Cr-Mo계를 이용하여 역시 페라이트 변태역에서 수 초간 유지 후, 마르텐사이트 변태개시온도 이상의 온도에서 권취하는 방법 (특허문헌 4)을 사용하는 것이 대표적이다. 여기에서, 크롬 및 몰리브덴은 마르텐사이트 변태의 임계냉각속도를 저하시키는 효과를 고려한 것이다. 통상 1중량% 전후의 크롬 또는 크롬+몰리브덴이 첨가되면, 권취 후 서냉하는 과정에서도 오스테나이트는 마르텐사이트로 변태되기에 충분하며, 최종적으로 페라이트-마르텐사이트의 이상복합조직강이 얻어지게 된다.
자동차 업계는 강화되고 있는 승객 안전 및 환경 규제에 대한 법규 만족과 연비 효율을 향상시키기 위하여, 고강도화에 따른 박물재 사용으로 경량화를 추구하고 있다. 대부분의 자동차 휠 및 샤시부품의 멤버류 등에 사용되는 고강도 열연강판의 경우 경량화를 확보하기 위해서는 높은 강도와 동시에 2.0mm 이하의 두께를 요구하지만, 상기 종래기술들은 박물재 생산에 대하여 다음과 같은 한계를 가지고 있다.
상기의 종래기술들의 경우, 배치식 (Batch) 압연을 통한 열간 압연을 수행하고 있다. 배치식 (Batch) 압연은 최종 열연강판의 두께가 2mm 미만이 될 경우, 무게 감소로 인한 판의 날림으로 열간 압연 도중 판 꼬임 등의 오작동이 발생할 확률이 높다. 또한, 코일의 헤드부 및 꼬리부와 같은 무장력 구간은 형상 및 권취온도 등에 대한 제어가 되지 않기 때문에, 정정 공정에서 해당 부분을 절사함에 따라 최종 제품 실수율이 떨어지게 된다 (실수율 75~85%, 평균 80%수준 내외).
본 발명은 연연속 압연 공정에 적합한 고상 접합성이 우수한 저항복비 고강도 열연강판을 제공하고자 한다.
본 발명은 고상 접합성이 우수한 저항복비 고강도 열연강판을 연연속 압연 공정에 의하여 제조하는 방법을 제공하고자 한다.
본 발명은 C: 0.05~0.2중량%, Si: 0.05~0.2중량%, Mn: 1.0~2.0중량%, Al: 0.01~0.15중량%, Cr: 0.005~0.5중량%, P: 0.001~0.05중량%, S: 0.001~0.01중량%, N: 0.001~0.01중량%, 잔부 철(Fe) 및 기타 불가피한 불순물을 포함하고, 하기 관계식 1을 만족하며, 3mm이하의 두께를 갖는 고상 접합성이 우수한 저항복비 고강도 열연강판에 의하여 달성된다.
[관계식 1]
3.2365[Al]+0.1067[Ti]+0.4957[Si]+0.0527[Mn]+[Cr]+0.6137[Co]+0.0266[Cu] ≤ 0.52
(단, 상기 [Al], [Ti], [Si], [Mn], [Cr], [Co] 및 [Cu]는 각각의 성분 함량의 중량%를 의미함)
여기에서, 바람직하게는 Ti, Nb, V 및 Mo 로 이루어진 그룹에서 선택된 적어도 하나의 성분을 추가적으로 총 0.001~0.20중량% 포함한다.
바람직하게는, 상기 저항복비 고강도 열연강판의 항복비 (항복강도 / 인장강도)는 0.75이하이고, 인장강도x연신율은 16000 이상이다.
바람직하게는, 상기 저항복비 고강도 열연강판의 미세조직은, 페라이트 기지조직 내 마르텐사이트의 상분율이 5~30%이다.
본 발명은 C: 0.05~0.2중량%, Si: 0.05~0.2중량%, Mn: 1.0~2.0중량%, Al: 0.01~0.15중량%, Cr: 0.005~0.5중량%, P: 0.001~0.05중량%, S: 0.001~0.01중량%, N: 0.001~0.01중량%, 잔부 철(Fe) 및 기타 불가피한 불순물을 포함하고, 하기 관계식 1을 만족하는 슬라브를 준비하는 단계; 상기 슬라브를 1100~1300℃의 온도로 가열하는 재가열 단계; 상기 재가열된 슬라브를 1020~1060℃의 온도로 마무리 조압연을 실시하여 바 (bar)를 얻는 조압연 단계; 상기 바 (bar)의 선단과 후단을 연속적으로 접합하는 연연속 접합 단계; 상기 접합된 바 (bar)를 평형 상변태 온도(Ae3)기준으로부터 Ae3-30℃도와 Ae3-100℃ 사이 온도에서 열간압연하여 열연강판을 얻는 연연속 마무리 압연 단계; 상기 열연강판을 100~300℃/s의 속도로 냉각하는 냉각 단계; 및 상기 냉각된 강판을 400℃이하의 권취온도에서 권취하는 단계를 포함하는 고상 접합성이 우수한 저항복비 고강도 열연강판의 제조 방법에 의하여 달성된다.
[관계식 1]
3.2365[Al]+0.1067[Ti]+0.4957[Si]+0.0527[Mn]+[Cr]+0.6137[Co]+0.0266[Cu] ≤ 0.52
(단, 상기 [Al], [Ti], [Si], [Mn], [Cr], [Co] 및 [Cu]는 각각의 성분 함량의 중량%를 의미함)
여기에서, 바람직하게는 Ti, Nb, V 및 Mo로 이루어진 그룹에서 선택된 적어도 하나의 성분을 추가적으로 총 0.001~0.20중량% 포함한다.
바람직하게는, 상기 권취된 열연강판을 200℃이하의 온도에서 산세처리 후, 450~480℃의 온도에서 재가열하고, 용융아연도금을 실시하여 표면에 아연도금층을 형성하는 단계를 추가로 포함한다.
본 발명에 따른 성분범위, 관계식 및 제조조건에 따라 제조함으로써, 우수한 저항복비를 가지면서 고상 접합성도 우수한 저항복비 고강도 열연강판을 제공할 수 있다.
도 1은 발명예와 비교예의 인장강도x연신율과 고상 접합성을 나타내는 관계식 1로 도출된 값을 그래프로 나타낸 것이다.
본 발명은 고상 접합성이 우수한 저항복비 고강도 열연강판 및 그 제조 방법에 관한 것이다.
상기와 같은 종래의 배치식 (Batch) 압연의 문제점을 해결하기 위하여, 본 발명에서는 연연속 압연 공정을 적용함으로써, 코일의 헤드부 및 꼬리부와 같은 무장력 구간을 제거할 수 있고, 최종 제품의 실수율을 95% 이상으로 끌어올릴 수 있다. 상기 연연속 압연 공정에 적용할 수 있는 고상 접합성이 우수한 저항복비 고강도 열연강판을 제공하기 위하여, 본 발명자는 다양한 성분을 갖는 강들의 연연속 접합 시험을 실시함으로써, 고상 접합성을 나타내는 관계식을 도출하였다. 이러한 관계식을 기초로 고상 접합성이 우수한 저항복비 고강도 열연강판을 제공할 수 있다.
이하, 본 발명의 고상 접합성이 우수한 저항복비 고강도 열연강판에 관하여 상세히 설명한다.
본 발명의 고상 접합성이 우수한 저항복비 고강도 열연강판의 성분범위는, C: 0.05~0.2중량%, Si: 0.05~0.2중량%, Mn: 1.0~2.0중량%, Al: 0.01~0.15중량%, Cr: 0.005~0.5중량%, P: 0.001~0.05중량%, S: 0.001~0.01중량%, N: 0.001~0.01중량%, 잔부 철(Fe) 및 기타 불가피한 불순물을 포함한다.
이하, 상기 본 발명의 합금성분범위의 한정이유를 설명한다.
C: 0.05~0.2중량%
C는 강을 강화시키는데 가장 경제적이며 효과적인 원소이고, 첨가량이 증가하면 페라이트-마르텐사이트 분율이 증가하여 인장강도가 증가하게 된다. 그 함량이 0.05중량% 미만이면, 열연 후 냉각 중 마르텐사이트상의 형성이 용이하지 않고, 0.2중량%를 초과하면 과도한 강도상승 및 세멘타이트 등의 생성으로 인성이 저하되는 문제점이 있다. 따라서, 상기 탄소의 함량은 0.05~0.2중량%로 제한하는 것이 바람직하다.
Si: 0.05~0.2중량%
상기 Si는 용강을 탈산시키고 고용강화 효과가 있고 페라이트 안정화 원소로서 열연후 냉각중 페라이트 변태를 촉진하는 효과가 있어 페라이트 마르텐사이트 복합조직강의 기지를 구성하는 페라이트 분율 증대에 효과적인 원소이다. 그러나 그 함량이 0.05중량%미만이면 페라이트 안정화 효과가 적어 기지조직을 페라이트 조직으로 만들기 어려우며, 0.2중량%를 초과하면 열간압연 시 강판표면에 Si에 의한 붉은색 스케일이 형성되어 강판표면 품질이 매우 나빠질 뿐만 아니라 고상 접합성도 저하되는 문제점이 있으므로, 그 함량을 0.2중량% 이하로 제한하는 것이 바람직하다.
Mn: 1.0~2.0중량%
상기 Mn은 Si과 마찬가지로 강을 고용 강화시키는데 효과적인 원소이며 강의 경화능을 증가시켜 열연 후 냉각중 마르텐사이트상의 형성을 용이하게 한다. 하지만, 그 함량이 1.0중량% 미만이면 첨가에 따른 상기 효과를 얻을 수 없고, 2.0중량%를 초과하면 과도하게 페라이트 변태를 지연하여 기지조직인 페라이트의 적정분율을 확보하기 어려우며, 연주공정에서 슬라브 주조 시 두께중심부에서 편석부가 크게 발달되어 최종제품의 용접성을 해치는 문제점이 있다. 따라서, 상기 Mn의 함량은 1.0~2.0중량%로 제한하는 것이 바람직하다.
Al: 0.01∼0.15중량%,
상기 Al은 주로 탈산을 위하여 첨가하는 성분이며, 페라이트 안정화 원소로서, 열간압연후 냉각 중 강에 페라이트 상의 형성을 도와준다. 그 함량이 0.01중량% 미만이면 그 첨가 효과가 부족하고, 0.15중량%를 초과하면 연속주조 시에 슬라브에 결함이 발생하기 쉬워, 열연 후 표면 결함이 발생할 수 있으므로 표면품질이 떨어지는 문제점이 있으며, 고상 접합성을 열위하게 하므로 그 함량을 0.01~0.15중량%로 제한하는 것이 바람직하다.
Cr: 0.005∼0.5중량%,
상기 Cr은 강을 고용강화시키며 냉각 시 베이나이트 상변태를 지연시켜 마르텐사이트 형성을 돕는 역할을 한다. 하지만, 0.005중량% 미만이면 첨가에 따른 상기 효과를 얻을 수 없고, 0.5중량%를 초과하면 페라이트 변태를 과도하게 지연하여 필요 이상의 마르텐사이트 분율증가로 연신율을 열위하게 하며, 고상 접합성 또한 열위하게 한다. 따라서, 상기 Cr의 함량 0.005~0.5중량%로 제한하는 것이 바람직하다.
P: 0.001∼0.05중량%
상기 P는 Si과 마찬가지로 고용강화 및 페라이트 변태 촉진효과를 동시에 가지고 있어, 페라이트 마르텐사이트 강에서는 매우 중요한 원소이다. 하지만 0.001중량% 미만에서는 강도를 얻기에 불충분하고, 그 함량이 0.05중량%를 초과하면 마이크로 편석에 의한 밴드조직화로 인한 연성 저하를 가져오게 된다. 따라서, 상기 P는 0.001~0.05중량%로 제한하는 것이 바람직하다.
S: 0.001∼0.01중량%
상기 S는 강 중에 존재하는 불순물로써, 그 함량이 0.01중량%를 초과하면 Mn 등과 결합하여 비금속개재물을 형성하며 이에 따라 강의 인성을 크게 떨어뜨리는 문제점이 있다. 또한, 0.001중량% 미만으로 제조하기 위해서는 제강조업시 시간이 많이 소요되어 생산성이 떨어지게 된다. 따라서, 그 함량을 0.001∼0.01중량%로 제한하는 것이 바람직하다.
N: 0.001∼0.01중량%
상기 N은 C와 함께 대표적인 고용강화 원소이며 Ti, Al 등과 함께 조대한 석출물을 형성한다. 일반적으로, N의 고용강화 효과는 탄소보다 우수하지만, 강 중에 N의 양이 증가될수록 인성이 크게 떨어지는 문제점이 있다. 또한 0.001중량% 미만으로 제조하기 위해서는 제강조업 시 시간이 많이 소요되어 생산성이 떨어지게 된다. 따라서, 본 발명에서는 그 함량을 0.001~0.01중량%로 제한하는 것이 바람직하다.
상기한 유리한 성분계에 더하여, Ti, Nb, V 및 Mo으로 이루어진 그룹에서 선택된 1종 이상의 원소를 합하여 0.001 ~ 0.20중량%를 첨가하는 것이 바람직하다.
상기 Ti, Nb 및 V는 결정립을 미세화시키는데 유효한 성분으로, Ti는 강중에 TiN으로 존재하여 열간압연을 위한 가열과정에서 결정립이 성장되는 것을 억제하는 효과가 있다. 또한, 질소와 반응하고 남은 Ti이 강 중에 고용되어 탄소와 결합함으로써 TiC 석출물이 형성되어 강의 강도를 향상시키는데 유용한 성분이다. 하지만 과량 첨가될 경우 고상 접합성을 열위하게 한다.
Nb와 V은 강중 탄화물을 형성하여 결정립 미세화에 효과적이며 미세한 석출물을 형성하여 강의 강도와 인성을 향상시킨다. 또한, C, N 등의 고용원소를 탄화물을 형성함으로써 안정화 시켜주므로 용접부 연화를 억제하는 효과도 있다.
Mo는 강의 경화능을 증가시켜 마르텐사이트 조직 형성을 용이하게 한다. 하지만, 과량 첨가될 경우 과도한 소입성 증가로 용접성을 악화시키며 경제적으로도 불리하다.
따라서, 그 총 함량을 0.001~0.20중량%로 제한하는 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.
본 발명의 고상 접합성이 우수한 저항복비 고강도 열연강판의 두께는 3mm 이하이다.
본 발명에 따른 두께 3mm 이하의 고상 접합성이 우수한 저항복비 고강도 열연강판을 얻기 위해서는 다양한 성분계에서의 고상 접합성을 평가하여 얻어진 관계식 1을 만족하여야 한다.
그러나 두께 3mm 이하의 고상 접합성이 우수한 저항복비 고강도강을 얻기 위해서는 다양한 성분계에서의 고상 접합성을 평가하여 얻어진 관계식(1)을 만족하여야 한다.
[관계식 1]
3.2365[Al]+0.1067[Ti]+0.4957[Si]+0.0527[Mn]+[Cr]+0.6137[Co]+0.0266[Cu] ≤ 0.52
여기에서, [Al], [Ti], [Si], [Mn], [Cr], [Co] 및 [Cu]는 각각의 성분 함량의 중량%를 의미한다.
상기 관계식 1은 다양한 성분계에 대하여 해당 성분의 슬라브 10매를 접합 후 연연속 열간 압연을 수행하였을 때, 접합부 파단이 발생하지 않은 경우를 기준으로 얻은 관계식이다. 상기 관계식 1을 만족함으로써, 3mm이하의 두께를 갖는 고상 접합성이 우수한 저항복비 고강도 열연강판을 얻을 수 있다.
본 발명의 고상 접합성이 우수한 저항복비 고강도 열연강판의 항복비 (항복강도 / 인장강도)는 0.75 이하인 것이 바람직하다. 본 발명의 열연 강판의 항복비가 0.75 이하이면 강의 연신율과 성형성을 향상시킬 수 있고, 항복비가 0.75 초과하면 높은 항복강도로 인하여 성형이 용이하지 않은 문제가 있다.
상기 항복비 (항복강도/인장강도)가 0.75 이하인 고강도강에서는 상기 관계식 1의 값이 0.52를 초과할 경우 고상 접합성이 열위하여 연연속 압연 시 접합부 파단이 발생하여 연연속 압연을 적용한 제조가 불가능한 것을 확인하였다.
또한, 본 발명의 고상 접합성이 우수한 저항복비 고강도 열연강판의 인장강도x연신율은 16000 이상인 것이 바람직하다. 이 값이 16000 미만이면 부품 가공시 성형성 혹은 형상 동결성이 열위하게 되는 문제점이 있기 때문에, 상기와 같이 한정하는 것이 바람직하다.
본 발명의 고상 접합성이 우수한 저항복비 고강도 열연강판의 미세조직은, 페라이트 기지조직 내 마르텐사이트의 상분율이 5~30%인 것이 바람직하다. 상기와 같은 미세조직을 확보함으로써, 강의 항복비를 낮추고 연성을 향상시킬 수 있다. 상기 마르텐사이트의 단면 면적율이 5% 미만인 경우 원하는 인장강도를 확보하기 어렵고 항복비가 상승하여 연신율이 감소하는 문제가 있으며, 30%를 초과하는 경우, 강도가 지나치게 높아지고 연신율이 감소하는 문제가 있다.
이하, 본 발명의 고상 접합성이 우수한 저항복비 고강도 열연강판의 제조 방법에 관하여 상세히 설명한다.
본 발명의 고상 접합성이 우수한 저항복비 고강도 열연강판 제조 방법은 상기와 같은 본 발명의 성분범위 내이고, 상기 관계식 1을 만족하는 슬라브를 준비하는 단계, 상기 슬라브를 1100~1300℃의 온도로 가열하는 재가열 단계, 상기 재가열된 슬라브를 1020~1060℃의 온도로 마무리 조압연을 실시하여 바 (bar)를 얻는 조압연 단계, 상기 바 (bar)의 선단과 후단을 연속적으로 접합하는 연연속 접합 단계, 상기 접합된 바 (bar)를 평형 상변태 온도(Ae3)기준으로부터 Ae3-30℃도와 Ae3-100℃ 사이 온도에서 열간압연하여 열연강판을 얻는 연연속 마무리 압연 단계, 상기 열연강판을 100~300℃/s의 속도로 냉각하는 냉각 단계 및 상기 냉각된 강판을 400℃이하의 권취온도에서 권취하는 단계로 이루어진다.
이하, 본 발명의 제조 방법을 단계별로 나누어 상세하게 설명한다.
슬라브 재가열 단계
본 발명의 슬라브의 재가열 온도는 1100℃ 이상으로 하는 것이 바람직한데, 슬라브 판재의 온도를 확보하여 압연 부하를 줄이는 효과가 있다. 다만, 과다하게 높은 온도로 재가열할 경우에는 오스테나이트가 비정상적인 결정의 성장에 의하여 부분적으로 조대화되어 최종 미세조직이 조대화 되거나 균질하지 못하게 될 우려가 있으므로, 상기 재가열온도는 1300℃ 이하인 것이 바람직하다.
조압연
단계
상기와 같이 재가열된 슬라브에 조압연을 실시한다. 이때, 조압연은 1020~1060℃에서 마무리하는 것이 바람직하다. 조압연은 1020℃이상에서 모두 이루어져야 하며, 상기 마무리 조압연 압연 온도가 1020℃미만인 경우, 후속 공정에서의 온도 확보가 되지 않아 접합이 되지 않거나, 마무리 압연 시 압연온도를 확보할 수 없다. 또한, 마무리 조압연 온도가 1060℃ 초과할 경우, 산수형 마크 (Mark) 등의 표면 결함이 발생할 수 있다. 그러므로, 상기 조압연 온도는 1020~1060℃로 한정하는 것이 바람직하다.
연연속
접합 단계
상기 조압연에 의하여 얻어진 바 (bar)의 선단과 후단을 접합하는 연연속 접합단계의 바람직한 예는 다음과 같은 방법으로 이루어진다. 상기 조압연된 슬라브를 코일박스에서 코일상태로 권취하고, 코일러로부터 풀리는 바의 접합 예정부를 디스케일링한다. 상기 디스케일링된 바를 선행 바의 후단과 후행 바의 선단을 상호중첩하여 중첩부를 문 상태에서 그 양측으로부터 압입하여 전단하면서 전단접합을 통한 연연속 접합을 실시한다.
연연속
마무리 압연 단계
상기와 같이 접한된 바(bar)에 연연속 열간압연을 실시한다. 이때, 마무리압연은 평형 상변태 온도(Ae3)기준으로부터 Ae3-30℃와 Ae3-100℃ 사이 온도에서 실시하는 것이 바람직하다. 상기 열간 마무리 압연온도 보다 높은 경우, 경우 냉각중 형성되는 페라이트 분율이 부족하게 되고, 낮은 경우, 혼립이 발생하여 원하는 재질을 얻기가 어려워지게 된다.
냉각단계
상기와 같이 열간압연된 강판을 냉각한다. 이 때, 상기 열간압연된 강판의 상기 마무리 열간압연 온도로부터 냉각종료온도에 도달할 때까지 100~300℃/s의 냉각속도로 냉각한다. 상기 냉각속도가 100℃/초 미만인 경우에는 펄라이트 혹은 베이나이트 등의 상이 혼입되어 마르텐사이트 분율 확보가 어려워 강의 강도가 감소하며, 0.75이하의 저항복비를 갖지 못하게 된다. 반면에, 300℃/초를 초과하는 경우에는 페라이트 조직 분율 감소로 연성이 크게 떨어지게 된다.
권취단계
상기 열간압연된 강판의 상기 마무리 열간압연 온도로부터 400℃이하에 도달할 때까지 100~300℃/초의 냉각속도로 냉각 후 권취한다. 냉각이 종료되는 온도가 400℃를 초과하는 경우, 강 중에 베이나이트 조직이 발생하여 강판의 강도가 감소하며, 0.75이하의 저항복비를 갖지 못하게 된다. 상기 권취온도는 냉각을 종료하는 온도로서, 400℃ 이하의 온도이면 어떤 온도에서 냉각을 종료하고 권취를 해도 상관이 없다. 그러나, 냉각이 종료되는 온도를 상온인 20℃ 이하로 냉각하기 위해서는 별도의 장치가 필요하므로, 20℃ 이상의 온도에서 냉각을 종료하고 권취하는 것이 바람직하다.
상기 권취된 열연코일을 산세강판으로 제조할 때에는 상온~200℃의 범위로 자연냉각한 후에 산세하여 표층부 스케일을 제거하고 도유한다. 이때, 열연강판의 산세온도가 200℃를 초과하면 열연강판의 표층부가 과산세되어 표층부 조도가 나빠지게 되는 문제점이 있다.
상기 권취된 열연코일을 용융아연도금강판으로 제조할 때에는 상온~200℃의 범위로 자연냉각한 후에 산세하여 표층부 스케일을 제거하고 강판의 온도가 450~480℃가 되도록 가열하여 용융아연 도금욕에 통과시킬 수 있다. 이때, 강판의 산세온도가 200℃를 초과하면 열연강판의 표층부가 과산세되어 표층부 조도가 나빠지게 되는 문제점이 있다. 또한, 강판의 온도가 450℃ 미만이면, 미도금이 발생하기 쉬우며 480℃를 초과하면 도금결함이 발생하거나 도금층의 두께를 균일하게 제조하기 어려운 문제점이 있다.
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
]
하기 표 1에 기재된 성분계를 만족하는 강 슬라브를 1150℃로 가열하고 하기 표 2에 기재되어 있는 온도(FDT)에서 열간마무리 압연을 행하였다. 그 후, 표 2에 기재되어 있는 권취온도(CT)까지 200℃/s의 냉각속도로 냉각을 실시한 후, 하기 표 2에 기재되어 있는 온도(CT)에서 권취하였다.
하기 표 1의 발명예 1 내지 7은 본 발명의 성분범위를 만족하는 슬라브를 나타내고, 비교예 1 내지 9는 본 발명의 성분범위를 벗어난 성분 조성을 갖는 슬라브를 나타내며, 성분 함량의 단위는 중량%이다. 또한, 상기와 같이 제조된 열연강판에 대하여 재질시험을 실시하고, 그 결과를 하기 표 2에 나타내었다.
| 구분 | C | Si | Mn | Cr | S-Al | P | S | N | Ti | Mo | Nb | V |
| 비교예 1 | 0.05 | 0.1 | 1.6 | 0.3 | 0.05 | 0.03 | 0.003 | 0.006 | 0 | 0 | 0 | 0 |
| 비교예 2 | 0.06 | 0.08 | 1.4 | 0.4 | 0.04 | 0.03 | 0.003 | 0.005 | 0 | 0 | 0 | 0 |
| 비교예 3 | 0.07 | 0.07 | 1.3 | 0.2 | 0.04 | 0.03 | 0.003 | 0.005 | 0.03 | 0.05 | 0.02 | 0 |
| 비교예 4 | 0.09 | 0.07 | 1.8 | 0.3 | 0.04 | 0.03 | 0.003 | 0.004 | 0.02 | 0 | 0 | 0 |
| 비교예 5 | 0.1 | 0.07 | 1.7 | 0.2 | 0.03 | 0.03 | 0.003 | 0.004 | 0.02 | 0 | 0.025 | 0.02 |
| 비교예 6 | 0.13 | 0.07 | 1.7 | 0.4 | 0.04 | 0.02 | 0.003 | 0.004 | 0.04 | 0 | 0 | 0 |
| 비교예 7 | 0.14 | 0.07 | 1.6 | 0.2 | 0.02 | 0.02 | 0.003 | 0.004 | 0.04 | 0.03 | 0.015 | 0.02 |
| 비교예 8 | 0.11 | 0.1 | 1.5 | 0.2 | 0.03 | 0.01 | 0.003 | 0.004 | 0.015 | 0 | 0 | 0 |
| 비교예 9 | 0.14 | 0.1 | 1.8 | 0.2 | 0.03 | 0.01 | 0.003 | 0.004 | 0.015 | 0 | 0 | 0 |
| 발명예 1 | 0.06 | 0.1 | 1.8 | 0.2 | 0.02 | 0.01 | 0.003 | 0.006 | 0.015 | 0 | 0.015 | 0 |
| 발명예 2 | 0.07 | 0.1 | 1.6 | 0.2 | 0.02 | 0.01 | 0.003 | 0.005 | 0.015 | 0.03 | 0 | 0 |
| 발명예 3 | 0.08 | 0.1 | 1.3 | 0.3 | 0.03 | 0.01 | 0.003 | 0.005 | 0.015 | 0 | 0 | 0 |
| 발명예 4 | 0.1 | 0.08 | 1.5 | 0.3 | 0.02 | 0.01 | 0.003 | 0.004 | 0.015 | 0 | 0.015 | 0 |
| 발명예 5 | 0.11 | 0.1 | 1.5 | 0.2 | 0.03 | 0.01 | 0.003 | 0.004 | 0.015 | 0 | 0 | 0 |
| 발명예 6 | 0.13 | 0.07 | 1.7 | 0.3 | 0.02 | 0.01 | 0.003 | 0.004 | 0.015 | 0 | 0 | 0.02 |
| 발명예 7 | 0.14 | 0.1 | 1.8 | 0.2 | 0.03 | 0.01 | 0.003 | 0.004 | 0.015 | 0 | 0 | 0 |
하기 표 2에서 Ae3, FDT, CT는 각각 페라이트 상변태 개시온도, 열연마무리온도, 권취온도를 의미한다. Ae3는 JmatPro Ver.7.0을 이용하여 계산하였다.
또한, 표 2에서 YS, TS, YR, El은 각각 항복강도, 인장강도, 항복비(항복강도/인장강도), 파괴연신율을 의미하며 YS는 0.2%off-set 항복강도 또는 하부항복점을 의미한다. 인장시험은 압연판재의 압연방향에 대하여 90°방향을 기준으로 JIS5호 규격에 의거하여 채취된 시험편으로 하였으며, 3회 실시 후 평균값을 기재하였다. 마르텐사이트 (Martensite) 상분율은 해당 압연판재 시편을 Lepera 에칭액으로 에칭한 후, 광학현미경을 이용하여 500배율로 관찰하고 이를 이미지 분석기로 분석하여 구하였다.
하기 표 2의 고상 접합성은 슬라브 10매에 대한 연연속 압연 시 접합부에서 크랙이 모두 발생하지 않은 경우를 O 로 표시하고 하나라도 크랙이 발생한 경우를 X 로 표시하였다. 또한 동일 조건에서의 실수율 비교를 위해 두께는 모두 1.8mm로 통일하였다. 실수율 계산은 고상접합성이 열위한 소재 (비교예 1, 2, 4 및 6)의 경우, 배치식 (batch) 압연 후 코일의 전체길이와 정정 후 남은 최종 코일의 길이의 비율로 계산하였다. 고상접합성이 우수하여 연연속 압연을 적용한 소재의 경우, 연연속 압연 후 10 코일의 전체길이와 정정 후 남은 10 코일의 최종 길이의 비율로 계산하였다.
| 시편 | Ae3 (oC) |
FDT (oC) |
CT (oC) |
YS (MPa) |
TS (MPa) |
YR (%) |
EL (%) |
인장강도x연신율 | 마르텐사이트 상분율 (%) |
관계식 (1) |
고상 접합성 |
실수율 (%) |
| 비교예 1 | 896 | 820 | 160 | 382 | 613 | 0.62 | 29 | 17789 | 8 | 0.596 | x | 78 |
| 비교예 2 | 897 | 836 | 182 | 389 | 629 | 0.62 | 26 | 16352 | 13 | 0.643 | x | 76 |
| 비교예 3 | 903 | 842 | 152 | 498 | 602 | 0.83 | 24 | 14448 | 16 | 0.436 | o | 96 |
| 비교예 4 | 876 | 825 | 95 | 557 | 844 | 0.66 | 22 | 18579 | 16 | 0.561 | x | 81 |
| 비교예 5 | 879 | 818 | 77 | 678 | 835 | 0.81 | 18 | 15030 | 14 | 0.424 | o | 95 |
| 비교예 6 | 865 | 818 | 175 | 685 | 1017 | 0.67 | 17 | 17292 | 18 | 0.658 | x | 82 |
| 비교예 7 | 868 | 824 | 152 | 812 | 1020 | 0.80 | 14 | 14280 | 18 | 0.388 | o | 97 |
| 비교예 8 | 875 | 880 | 105 | 459 | 830 | 0.55 | 16 | 13280 | 41 | 0.427 | o | 96 |
| 비교예 9 | 858 | 870 | 124 | 636 | 1072 | 0.59 | 11 | 11792 | 38 | 0.443 | o | 96 |
| 발명예 1 | 874 | 823 | 133 | 440 | 681 | 0.65 | 26 | 17709 | 11 | 0.411 | o | 96 |
| 발명예 2 | 882 | 830 | 190 | 428 | 658 | 0.65 | 28 | 18428 | 10 | 0.400 | o | 97 |
| 발명예 3 | 888 | 836 | 177 | 412 | 641 | 0.64 | 28 | 17958 | 13 | 0.517 | o | 96 |
| 발명예 4 | 873 | 825 | 95 | 482 | 789 | 0.61 | 23 | 18152 | 16 | 0.485 | o | 97 |
| 발명예 5 | 875 | 818 | 77 | 495 | 792 | 0.62 | 21 | 16639 | 14 | 0.427 | o | 95 |
| 발명예 6 | 861 | 818 | 165 | 670 | 1013 | 0.66 | 17 | 17221 | 18 | 0.491 | o | 98 |
| 발명예 7 | 858 | 814 | 142 | 667 | 1035 | 0.64 | 17 | 17602 | 18 | 0.443 | o | 97 |
비교예 1, 2, 4 및 6은 모두 관계식 1을 만족하지 않아 연연속 압연 시 접합부 파단이 발생하여, 배치식 (batch) 압연에 따른 낮은 실수율을 나타냈다.
비교예 3, 5 및 7은 고상 접합성이 양호하였으나 항복비가 0.75이상으로서 본 발명의 범위를 벗어났다. 이는 충분한 페라이트 형성 원소가 첨가되었음에도 불구하고 높은 탄질화물 원소의 첨가로 인한 석출 강화효과가 나타나서 항복강도 증가 및 연신율이 감소하였다.
비교예 8, 9는 고상 접합성이 양호하였으나 마무리 압연이 (Ae3-30)도 이상에서 작업되어 마르텐사이트의 분율이 본 발명 범위를 벗어나 연신율이 감소하였다.
반면, 발명예들 (발명예 1~7)은 관계식 1을 만족함으로써, 저항복비 및 고상 접합성이 향상되었고, 그에 따라 높은 실수율 확보가 가능하였다.
도 1에 비교예과 발명예의 인장강도x연신율과 관계식 1로 도출된 값을 그래프로 나타내었다. 사각 점으로 표시된 부분은 비교예이고, 원형 점으로 표시된 부분은 발명예이다. 본 발명의 발명예들에 해당하는 원형 점들은 모두 회색으로 표시한 부분 내에 위치하는 것을 확인할 수 있다.
이상 설명한 바와 같이 본 발명의 예시적인 실시예가 도면을 참조하여 설명되었지만, 다양한 변형과 다른 실시예가 본 분야의 숙련된 기술자들에 의해 행해질 수 있을 것이다. 이러한 변형과 다른 실시예들은 첨부된 청구범위에 모두 고려되고 포함되어, 본 발명의 진정한 취지 및 범위를 벗어나지 않는다 할 것이다.
Claims (7)
- C: 0.05~0.2중량%, Si: 0.05~0.2중량%, Mn: 1.0~2.0중량%, Al: 0.01~0.15중량%, Cr: 0.005~0.5중량%, P: 0.001~0.05중량%, S: 0.001~0.01중량%, N: 0.001~0.01중량%, 잔부 철(Fe) 및 기타 불가피한 불순물을 포함하고, 하기 관계식 1을 만족하며, 3mm이하의 두께를 갖는 고상 접합성이 우수한 저항복비 고강도 열연강판.
[관계식 1]
3.2365[Al]+0.1067[Ti]+0.4957[Si]+0.0527[Mn]+[Cr]+0.6137[Co]+0.0266[Cu] ≤ 0.52
(단, 상기 [Al], [Ti], [Si], [Mn], [Cr], [Co] 및 [Cu]는 각각의 성분 함량의 중량%를 의미함)
- 제 1 항에 있어서, Ti, Nb, V 및 Mo로 이루어진 그룹에서 선택된 적어도 하나의 성분을 추가적으로 총 0.001~0.20중량% 포함하는 고상 접합성이 우수한 저항복비 고강도 열연강판.
- 제 1 항에 있어서, 상기 저항복비 고강도 열연강판의 항복비 (항복강도 / 인장강도)는 0.75이하이고, 인장강도x연신율은 16000 이상인 고상 접합성이 우수한 저항복비 고강도 열연강판.
- 제 1 항에 있어서, 상기 저항복비 고강도 열연강판의 미세조직은, 페라이트 기지조직 내 마르텐사이트의 상분율이 5~30%인 고상 접합성이 우수한 저항복비 고강도 열연강판.
- C: 0.05~0.2중량%, Si: 0.05~0.2중량%, Mn: 1.0~2.0중량%, Al: 0.01~0.15중량%, Cr: 0.005~0.5중량%, P: 0.001~0.05중량%, S: 0.001~0.01중량%, N: 0.001~0.01중량%, 잔부 철(Fe) 및 기타 불가피한 불순물을 포함하고, 하기 관계식 1을 만족하는 슬라브를 준비하는 단계;
상기 슬라브를 1100~1300℃의 온도로 가열하는 재가열 단계;
상기 재가열된 슬라브를 1020~1060℃의 온도로 마무리 조압연을 실시하여 바 (bar)를 얻는 조압연 단계;
상기 바 (bar)는 선행 바의 후단과 후행 바의 선단이 상호 중첩된 중첩부를 생성하면서 연속적으로 접합되는 연연속 접합 단계;
상기 접합된 바 (bar)를 Ae3-30℃ 내지 Ae3-100℃의 온도에서 열간압연하여 열연강판을 얻는 연연속 마무리 압연 단계;
상기 열연강판을 100~300℃/s의 속도로 냉각하는 냉각 단계; 및
상기 냉각된 강판을 400℃이하의 권취온도에서 권취하는 단계를 포함하는 고상 접합성이 우수한 저항복비 고강도 열연강판의 제조 방법.
[관계식 1]
3.2365[Al]+0.1067[Ti]+0.4957[Si]+0.0527[Mn]+[Cr]+0.6137[Co]+0.0266[Cu] ≤ 0.52
(단, 상기 [Al], [Ti], [Si], [Mn], [Cr], [Co] 및 [Cu]는 각각의 성분 함량의 중량%를 의미함)
- 제 5 항에 있어서, Ti, Nb, V 및 Mo로 이루어진 그룹에서 선택된 적어도 하나의 성분을 추가적으로 총 0.001~0.20중량% 포함하는 고상 접합성이 우수한 저항복비 고강도 열연강판의 제조 방법.
- 제 5 항에 있어서, 상기 권취된 열연강판을 200℃이하의 온도에서 산세처리 후, 450~480℃의 온도에서 재가열하고, 용융아연도금을 실시하여 표면에 아연도금층을 형성하는 단계를 추가로 포함하는 고상 접합성이 우수한 저항복비 고강도 열연강판의 제조 방법.
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| JP2002327241A (ja) | 2001-05-01 | 2002-11-15 | Nippon Steel Corp | 表面性状に優れた高張力熱延鋼板およびその製造方法 |
| JP2009041104A (ja) * | 2000-02-23 | 2009-02-26 | Jfe Steel Kk | 歪時効硬化特性に優れた高張力熱延鋼板およびその製造方法 |
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2013
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