KR101795970B1

KR101795970B1 - 플럭스 코어드 와이어용 냉연강판 및 그 제조방법

Info

Publication number: KR101795970B1
Application number: KR1020160131475A
Authority: KR
Inventors: 김재익
Original assignee: 주식회사 포스코
Priority date: 2016-10-11
Filing date: 2016-10-11
Publication date: 2017-11-09
Also published as: JP2019534382A; CN109804092A; WO2018070753A1; CN109804092B; JP6811854B2

Abstract

본 발명의 일 측면은 중량%로, C: 0.01~0.15%, Mn: 0.1~0.5%, Si: 0.05% 이하(0%는 제외), P: 0.0005~0.01%, S: 0.008% 이하(0%는 제외), Al: 0.005~0.06%, N: 0.0005~0.003%, Ni: 0.5~2.0%, 나머지 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하고, 미세조직은 면적분율로 페라이트를 93~98% 포함하고, 침상 베이나이트와 세멘타이트를 그 합계로 2~7% 포함하는 플럭스 코어드 와이어용 냉연강판에 관한 것이다.

Description

플럭스 코어드 와이어용 냉연강판 및 그 제조방법{COLD-ROLLED STEEL SHEET FOR FLUX CORED WIRE AND MANUFACTURING THE SAME}

본 발명은 플럭스 코어드 와이어용 냉연강판 및 그 제조방법에 관한 것이다.

용접봉용 소재의 경우 다양한 사용 용도에 대응하기 위하여 강판 및 Flux재가 복합적으로 개발, 적용되고 있다. 대표적인 용도로는 내마모성이 우수한 고Mn강의 용접 부재, 극저온에서의 인성이 우수한 극저온용 용접부재, 방진성능이 우수한 방진강용 용접 부재 등 다양한 특수 목적용 용접부재의 개발이 이루어지고 있다. 이에 따라 이들 특수 용접용강에 부합하는 용접봉용 소재도 개발이 진행되고 있다.

일반적인 용접 방법 중 용접 생산성이 가장 높고 다양한 위치의 용접이 용이한 용접 방법으로는 플럭스 코어드 용접 (FCW, Flux Cored Welding) 법이 있다. 이 용접 방법에 사용되는 용접 재료는 플럭스 코어드 와이어 (Flux Cored Wire)로서, 이는 일반 냉연강판을 인발한 스트립(Strip)을 U자형으로 가공하고, 가공된 U자관에 무게 비로 약 5~50% 수준의 용접 작업성 확보를 위한 플럭스 성분과 용접봉의 사용 용도에 적합한 특성을 확보하기 위해 목적에 따라 망간(Mn), 니켈(Ni) 등의 합금원소를 분말 형태로 혼합하여 첨가한 후 원형의 용접봉용 소재를 제조하게 된다.

이때 분말 형태로 첨가되는 코어 내 합금 성분의 종류 및 첨가량 변화를 통해 용접봉 소재에 요구되는 다양한 특성을 확보하게 된다. 이에 따라 극저온용 용접부재와 같이 저온인성이 요구되는 용접 부재를 생산하기 위해서는 플럭스내 첨가되는 합금원소로써 저온 인성을 개선하기 위한 원소들을 와이어 코어부에 별도로 장입하여야 한다.

한편, 플럭스 코어드 와이어 제조를 위해 사용되는 코어를 둘러싼 와이어용 냉연 강재는 일반적으로 합금 원소가 많이 첨가되지 않는 일반 탄소강이 사용되며, 일부 특수 용도에서는 스테인리스강이 사용되고 있다.

일반 탄소강 베이스의 와이어용 강재는 연신율이 우수하여 인발시 강재의 찢어짐 현상이 발생하지 않고 또한 가공경화 정도도 낮아 성형에서부터 최종 와이어 제조까지 별도의 열처리 공정을 거치지 않고 연속 제조가 가능하다는 장점 때문에 많은 용도에 널리 적용되고 있다. 그러나 이 같은 탄소강 용접강재는 저합금강으로써 용접봉의 특성을 확보하기 위해서는 와이어 내부에 충진하는 플럭스 및 코어내 합금원소의 첨가가 필요하지만, 용접 작업성을 확보하기 위해서는 기본적으로 플럭스 첨가량이 적정화가 필요하므로 코어 내 합금원소를 상향시키는데는 한계가 있는 것이 사실이다. 즉, 와이어 강재의 중심 부위에 다량의 산화제 (Ti, Mn, Zr, Al 등), 슬래그 형성제 (TiO₂, SiO₂, Al₂O₃, ZrO₂, MnO 등), 아크 안정제 (K, Na 등) 및 합금성분 (Si, Mn, Ni, Zr, Cr 등) 등이 모두 첨가되어야 하나 와이어 강재에 플럭스를 포함하여 대략 30~60%의 용적량을 충진하는 것이 한계이며 충진되는 분말에 따라 차이는 있지만 무게 비로는 약 15~25% 수준이 한계로 알려져 있다. 이런 경우 특성을 확보하기 위한 합금 원소의 함량이 증가하게 되면 플럭스 성분 등이 제한되어 안정적인 용접 특성을 확보하기가 어렵게 되는 문제점이 있다. 또한 이들 합금원소들은 분말 형태로 첨가됨에 따라 용접 작업시 용융된 코어 성분이 용접부 편석을 일으켜 용접 불량의 요인으로도 작용하는 문제점도 있었다.

스테인리스강을 활용한 용접 와이어용 강재의 경우에는 근본적으로 일반 탄소강에 비하여 소강 성분 중에 존재하는 니켈(Ni)이나 크롬(Cr) 등의 합금 원소의 양이 많으므로, 플럭스와 함께 첨가되는 코어 합금원소의 첨가량을 줄일 수 있지만 기본적으로 고합금재 이기 때문에 원판 소재 가격이 높아 특수 용도 등에만 적용하고 있는 현실이다. 뿐만 아니라 이들 스테인리스 용접 원판의 경우에는 용접봉 와이어 가공시 가공경화에 의해 단선이 발생할 우려가 높아 제조 공정간에 별도로 풀림 열처리를 실시하여야 하는 문제점도 있어 제조 원가의 상승 요인으로 작용하였다.

현재 가공성, 특히 인발 가공성 및 저온 인성이 요구되는 극저온용 용접 와이어용 강재로는 일반 탄소강을 활용하여 조관 후 플럭스의 장입시 저온 인성을 확보하기 위해 고가의 합금 원소들을 고순도 분말 형태로 조제하여 다른 플럭스 성분들과 함께 투입함으로써 저온 인성을 개선하고 있지만, 이 경우에도 첨가되는 합금 분말이 고순도로 고가일 뿐만 아니라 투입량이 많음에 따라 용접 안정성을 확보하기 위한 플럭스 성분들의 첨가 조건에 제약이 따르는 문제점이 있었다. 또한 이때 첨가되는 고가의 합금 원소들이 플럭스 내에서 편석 현상을 일으켜 용접 작업성을 열화시키는 문제점도 있었다.

예를 들어, 특허문헌 1에서는 플럭스 코어드 와이어용 강판을 제조하기 위한 방법으로서, Mn: 1.4~2.4%, Si: 0.2~0.4%, Ni: 2.8~6.4% 를 함유하는 강에 Cr, Mo, Ti 등을 첨가함으로써 충격 인성 및 강도 특성이 우수한 용접봉용 강을 제조하는 방법이 개시되어 있다. 그러나 특허문헌 1은 고가의 합금원소를 많이 첨가하기 때문에 제조원가가 상승하는 문제점이 있으며, 또한 합금원소 첨가에 의해 고강도는 확보할 수 있으나, 연성이 낮아 인발 가공성을 확보하기는 어려운 문제점이 있다.

또한, 특허문헌 2에서는, 플럭스 원료에 Ti, Mg 등을 첨가 함으로써 용융 금속의 탈산 반응을 촉진하여 용접 결함을 저감하는 기술을 개시하고 있다. 그러나 용융 금속의 탈산 효과를 충분히 얻기 위해서는 플럭스 중에 많은 합금 원소를 첨가할 필요가 있으나, 이와 같이 많은 합금 원소를 플럭스에 첨가하게 되면 용접시 미세한 입자가 주위로 튀어 나가는 스패터(spatter) 현상이 많이 발생하는 등 용접 작업성이 저하되는 문제점이 있다.

따라서, 극저온용 환경에서 저온 인성이 우수한 용접부를 얻을 수 있으며, 용접 작업성 및 인발 가공성이 우수한 플럭스 코어드 와이어용 냉연강판 및 그 제조방법에 대한 개발이 요구되고 있는 실정이다.

한국 공개특허공보 제2006-107910호 일본 공개특허공보 소60-46896호

본 발명의 일 측면은 용접 작업성 및 인발 가공성이 우수한 플럭스 코어드 와이어용 냉연강판 및 그 제조방법을 제공하기 위함이다.

한편, 본 발명의 과제는 상술한 내용에 한정하지 않는다. 본 발명의 과제는 본 명세서의 내용 전반으로부터 이해될 수 있을 것이며, 본 발명이 속하는 기술분야에서 통상의 지식을 가지는 자라면 본 발명의 부가적인 과제를 이해하는데 아무런 어려움이 없을 것이다.

본 발명의 일 측면은 중량%로, C: 0.01~0.15%, Mn: 0.1~0.5%, Si: 0.05% 이하(0%는 제외), P: 0.0005~0.01%, S: 0.008% 이하(0%는 제외), Al: 0.005~0.06%, N: 0.0005~0.003%, Ni: 0.5~2.0%, 나머지 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하고,

미세조직은 면적분율로 페라이트를 93~98% 포함하고, 침상 베이나이트와 세멘타이트를 그 합계로 2~7% 포함하는 저온 인성이 우수한 플럭스 코어드 와이어용 냉연강판에 관한 것이다.

또한, 본 발명의 다른 일 측면은 중량%로, C: 0.01~0.15%, Mn: 0.1~0.5%, Si: 0.05% 이하(0%는 제외), P: 0.0005~0.01%, S: 0.008% 이하(0%는 제외), Al: 0.005~0.06%, N: 0.0005~0.003%, Ni: 0.5~2.0%, 나머지 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하는 슬라브를 1100~1300℃로 가열하는 단계;

상기 가열된 슬라브를 마무리 열간압연 온도가 880~950℃가 되도록 열간압연하여 열연강판을 얻는 단계;

상기 열연강판을 550~700℃의 온도범위에서 권취하는 단계;

상기 권취된 열연강판을 50~85%의 압하율로 냉간압연하여 냉연강판을 얻는 단계; 및

상기 냉연강판을 연속소둔하는 단계;를 포함하는 플럭스 코어드 와이어용 냉연강판의 제조방법에 관한 것이다.

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 있다.

본 발명에 의하면, 용접 작업성 및 인발 가공성이 우수한 플럭스 코어드 와이어용 냉연강판 및 그 제조방법을 제공할 수 있는 효과가 있다.

도 1은 발명예 2의 미세조직을 촬영한 사진이다.
도 2는 비교예 6의 미세조직을 촬영한 사진이다.

이하, 본 발명의 바람직한 실시 형태들을 설명한다. 그러나, 본 발명의 실시형태는 여러 가지 다른 형태로 변형될 수 있으며, 본 발명의 범위가 이하 설명하는 실시 형태로 한정되는 것은 아니다. 또한, 본 발명의 실시형태는 당해 기술분야에서 평균적인 지식을 가진 자에게 본 발명을 더욱 완전하게 설명하기 위해서 제공되는 것이다.

플럭스 코어드 와이어용 냉연강판

이하, 본 발명의 일 측면에 따른 플럭스 코어드 와이어용 냉연강판에 대하여 상세히 설명한다.

본 발명의 일 측면에 따른 플럭스 코어드 와이어용 냉연강판은 중량%로, C: 0.01~0.15%, Mn: 0.1~0.5%, Si: 0.05% 이하(0%는 제외), P: 0.0005~0.01%, S: 0.008% 이하(0%는 제외), Al: 0.005~0.06%, N: 0.0005~0.003%, Ni: 0.5~2.0%, 나머지 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하고, 미세조직은 면적분율로 페라이트를 93~98% 포함하고, 침상 베이나이트와 세멘타이트를 그 합계로 2~7% 포함한다.

먼저, 본 발명의 합금조성에 대하여 상세히 설명한다. 이하 각 원소 함량의 단위는 특별한 언급이 없는 한 중량%를 의미한다.

C: 0.01~0.15%

탄소(C)는 일반적으로 강의 강도 향상을 위해 첨가되는 원소이며, 용접 열영향부가 모재와 유사한 특성을 갖도록 하기 위하여 첨가하는 원소이다.

C 함량이 0.01% 미만인 경우에는 상술한 효과가 불충분하다. 반면에, C 함량이 0.15% 초과인 경우에는 높은 강도 또는 가공 경화로 인해 인발 공정시 단선이 일어나는 등의 문제가 발생할 수 있다. 또한 용접 이음부의 저온 균열이 발생하거나 충격 인성이 저하할 뿐만 아니라 높은 경도로 인해 다수의 열처리를 행하여야 최종 제품으로 가공이 가능하다는 단점이 있다. 따라서, C 함량은 0.01~0.15%인 것이 바람직하며, 용접 열영향부의 특성 향상을 위해 보다 바람직하게는 0.02~0.13%일 수 있다.

Mn: 0.1~0.5%

망간(Mn)의 경우 고용강화 원소로서 강의 강도를 높이고 Ar3를 낮추어 열간 가공성을 향상시키는 역할을 한다. 다만, 과도한 첨가시에는 다량의 망간-설파이드(MnS) 석출물을 형성하여 강의 연성 및 가공성을 저해할 수 있다.

Mn 함량이 0.1% 미만인 경우에는 적열 취성의 발생 요인이 되고 오스테나이트의 안정화에 기여하기 어렵다. 반면에, Mn 함량이 0.5% 초과인 경우에는 연성이 저하되고 합금원소의 다량 첨가에 의한 원가 상승 및 중심 편석의 발생 요인이 되며, 인발 작업시 단선을 유발할 수 있다. 따라서, Mn 함량은 0.1~0.5%인 것이 바람직하다.

Si: 0.05% 이하(0%는 제외)

실리콘(Si)은 산소 등과 결합하여 강판의 표면에 산화층을 형성하여 표면 특성을 나쁘게 하고 내식성을 떨어뜨리는 요인으로 작용할 뿐만 아니라 용접금속내의 경질상 변태를 촉진하여 저온 인성을 저하하는 요인으로 작용하므로 그 첨가량을 0.05% 이하로 한정한다.

P: 0.0005~0.01%

인(P)은 강 중 고용원소로 존재하면서 고용강화를 일으켜 강의 강도 및 경도를 향상시키는 원소로서 일정 수준의 강성을 유지하기 위해서는 0.0005% 이상 첨가되는 것이 바람직하지만, 그 함량이 0.01% 초과인 경우에는 주조시 중심 편석을 일으키고 연성이 저하되어 와이어 가공성을 열위하게 할 수 있다. 따라서, P 함량은 0.0005~0.01%인 것이 바람직하다.

S: 0.008% 이하(0%는 제외)

황(S)은 강 중 Mn과 결합해 비금속 개재물을 형성하고 적열취성(red shortness)의 요인이 되므로 가능한 그 함량을 낮추는 것이 바람직하다. 또한, S 함량이 높은 경우 강판의 모재 인성을 저하시키는 문제점이 있으므로 S 함량은 0.008% 이하인 것이 바람직하다.

Al: 0.005~0.06%

알루미늄(Al)은 알루미늄 킬드강에서 탈산제 및 시효에 의한 재질 열화를 방지할 목적으로 첨가되는 원소이며 연성을 확보에 유리한 원소로서, 이러한 효과는 극저온일 때 보다 현저하게 나타난다.

Al 함량이 0.005% 미만인 경우에는 상술한 효과가 불충분하다. 반면에 Al 함량이 0.06% 초과인 경우에는 알루미늄-옥사이드(Al₂O₃)와 같은 표면 개재물이 급증하여 열간압연재의 표면 특성을 악화시키고 가공성이 저하될 뿐만 아니라 용접 열영향부 결정립계에 국부적으로 페라이트가 형성되어 기계적 특성이 저하될 수 있으며, 용접후에 용접 비드(bead) 형상이 나빠지는 문제점이 발생할 수 있다. 따라서, Al 함량은 0.005~0.06%인 것이 바람직하다.

N: 0.0005~0.003%

질소(N)는 강 내부에 고용 상태로 존재하면서 재질 강화에 유효한 원소로서, 목표 강성을 확보하기 위해서는 0.0005% 이상의 첨가가 필요하다. 반면에N 함량이 0.003% 초과인 경우에는 시효성이 급격히 나빠질 뿐만 아니라 강 제조 단계에서 탈질에 따른 부담을 증가시켜 제강 작업성이 악화되는 문제점이 있다. 따라서, N 함량은 0.0005~0.003%인 것이 바람직하다.

Ni: 0.5~2.0%

니켈(Ni)은 연성을 향상시켜 인발 가공성을 향상시키는데 효과적일 뿐만 아니라 극저온에서도 안정된 조직을 형성하여 저온 인성 개선을 위해 필요한 원소이다. 강판이 아닌 플럭스 성분으로 Ni을 첨가하는 경우에는 Ni을 고순도의 분말 형태로 제조하여야 하기 때문에 Ni을 강판의 성분으로 첨가하는 것이 비용적으로 유리한 효과가 있다. 또한, 용접봉에 플럭스로써 첨가할 수 있는 분율은 한정되어 있으므로 Ni을 강판의 성분으로 첨가함으로써 용접성에 영향을 주는 다른 플럭스 원소의 양을 증가시킬 수 있어 용접성 등을 향상시킬 수 있다.

Ni 함량이 0.5% 미만인 경우에는 상술한 효과가 불충분하다. 반면에, Ni 함량이 2.0% 초과인 경우에는 강도 상승에 의해 인발 가공성이 열위해질 수 있으며, 표면 결함을 유발할 수 있고, Ni은 고가의 원소이므로 제조 원가가 상승하는 문제점이 있다. 따라서 Ni 함량은 0.5~2.0%인 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.

이때, 상기 각 원소 함량의 범위를 만족할 뿐만 아니라, 하기 관계식 1로 정의되는 W_FC가 0.5~4.5일 수 있다. 단, 하기 관계식 1에서 각 원소 함량의 단위는 중량%이다.

관계식 1: W_FC=(25*C+0.4*Mn+26*Al)*Ni

상기 관계식 1은 용접 작업성 및 인발 가공성에 미치는 각 원소들의 상관관계를 고려하여 설계한 것이다.

W_FC가 0.5 미만인 경우에는 상온 조직이 경질상으로의 변태량이 적어 가공성 측면에서는 유리하지만, 저온 인성을 확보하기 위해서는 플럭스의 합금 원소로 첨가되는 합금량이 증가함에 따라 용접 작업성이 열화되는 문제점이 있다.

반면에, W_FC가 4.5 초과인 경우에는 경한 변태 조직의 분율이 증가하여 조관 및 인발시 용접 부재의 파단이 일어나는 문제가 있을 뿐만 아니라 고가의 합금 원소를 다량 첨가함에 따라 제조원가가 상승하는 문제점이 있다.

본 발명에 따른 냉연강판의 미세조직은 면적분율로 페라이트를 93~98% 포함하고, 침상 베이나이트와 세멘타이트를 그 합계로 2~7% 포함한다.

페라이트 분율이 93% 미만인 경우에는 재질이 경화되어 조관 및 인발 가공시 파단의 요인으로 작용할 수 있고, 98%를 초과하는 경우에는 재질 연화에 따라 강성이 저하되기 때문에 플럭스 코어드 와이어의 두께가 상승하는 문제점이 있다.

또한 경질상인 침상 베이나이트와 세멘타이트는 그 합계가 2~7%로 제어되어야 한다. 그 합계가 2% 미만인 경우에는 강성이 저하됨에 따라 플럭스 코어드 와이어의 두께가 상승하는 문제점이 있으며, 7% 초과인 경우에는 가공성이 열화되는 문제점이 있다.

이때, 본 발명에 따른 냉연강판은 항복강도가 200~300MPa 이며, 연신율이 40% 이상일 수 있다. 이러한 물성을 만족함으로써 플럭스 코어드 와이어용 소재로 바람직하게 적용될 수 있다.

항복강도가 200MPa 미만인 경우에는 관의 좌굴 발생 우려가 있으며, 300MPa 초과인 경우에는 관의 내압특성 측면에서는 유리하나 강도 상승에 의한 조관성 저하 및 가공 툴의 마모도 증가에 따른 제조 원가 상승 등의 문제가 있다.

연신율이 40% 미만인 경우에는 조관 가공성이 나빠져 가공시 찢어짐과 같은 균열이 발생하는 문제점이 발생할 수 있다.

또한, 본 발명에 따른 냉연강판은 용접부 편석지수가 0.15% 이하일 수 있다.

보다 구체적으로는 본 발명에 따른 냉연강판을 이용하여 제조된 플럭스 코어드 와이어로 용접한 용접부의 편석지수를 의미한다. 용접부 편석지수는 용접부의 전체 면적에서 첨가원소들에 의한 편석부가 차지하는 면적의 비로 나타낼 수 있다.

용접부에 편석이 발생하는 경우 가공시 편석부에 응력이 집중되어 파단의 요인으로 작용한다. 용접 후 2차 가공시 용접부 편석에 의한 찢어짐을 방지하기 위해서는 용접부의 편석지수가 0.15% 이하인 것이 바람직하다.

종래의 플럭스 코어드 와이어에서는 저온 인성을 확보하기 위해 모재가 아닌 플럭스의 합금 원소로써 니켈(Ni) 등의 원소를 첨가함에 따라 용접부의 편석지수가 상승하는 문제가 발생하였으나, 본 발명에 따른 냉연강판을 이용한 경우에는 이와 같은 편석 요인을 현저히 감소시켜 용접부 편석지수를 0.15% 이하로 확보할 수 있다.

플럭스 코어드 와이어용 냉연강판의 제조방법

이하, 본 발명의 다른 일 측면인 플럭스 코어드 와이어용 냉연강판의 제조방법에 대하여 상세히 설명한다.

본 발명의 다른 일 측면인 플럭스 코어드 와이어용 냉연강판의 제조방법은 상술한 합금조성을 갖는 슬라브를 1100~1300℃로 가열하는 단계; 상기 가열된 슬라브를 마무리 열간압연 온도가 880~950℃가 되도록 열간압연하여 열연강판을 얻는 단계; 상기 열연강판을 550~700℃의 온도범위에서 권취하는 단계; 상기 권취된 열연강판을 50~85%의 압하율로 냉간압연하여 냉연강판을 얻는 단계; 및 상기 냉연강판을 연속소둔하는 단계;를 포함한다.

슬라브 가열 단계

상술한 합금조성을 갖는 슬라브를 1050~1300℃로 가열한다. 이는 후속되는 열간압연 공정을 원활히 수행하고, 슬라브를 균질화 처리하기 위함이다.

슬라브 가열 온도가 1050℃ 미만이면 후속하는 열간압연시 하중이 급격히 증가하는 문제가 있으며, 반면 1300℃를 초과하게 되면 에너지 비용이 증가할 뿐만 아니라, 표면 스케일의 양이 증가하여 재료의 손실로 이어질 수 있다.

열간압연 단계

상기 가열된 슬라브를 마무리 열간압연 온도가 880~950℃가 되도록 열간압연하여 열연강판을 얻는다.

마무리 압연온도가 880℃ 미만인 경우에는 저온 영역에서 열간압연이 마무리됨에 따라 결정립의 혼립화가 급격히 진행되어 열간 압연성 및 가공성의 저하를 초래한다. 반면에, 마무리 압연온도가 950℃ 초과인 경우에는 두께 전반에 걸쳐 균일한 열간압연이 이루어지지 않아 결정립 미세화가 불충분하게 되어 결정립 조대화에 기인한 충격 인성의 저하가 나타날 수 있다.

권취 단계

상기 열연강판을 550~700℃의 온도범위에서 권취한다. 이때, 열간압연 후 권취 전 열연강판의 냉각은 런-아웃-테이블 (ROT, Run-out-table)에서 행할 수 있다.

권취 온도가 550℃ 미만인 경우에는 냉각 및 유지하는 동안 폭 방향 온도 불균일에 의해 저온 석출물의 생성 거동이 차이를 나타내어 재질 편차를 유발함으로써 가공성에 좋지 않은 영향을 준다. 반면에, 권취온도가 700℃ 초과인 경우에는 최종 제품의 조직이 조대화됨에 따라 표면 재질 연화 및 조관성을 악화시키는 문제점이 발생한다.

냉간압연 단계

상기 권취된 열연강판을 50~85%의 압하율로 냉간압연하여 냉연강판을 얻는다.

압하율이 50% 미만인 경우에는 재결정 구동력이 낮아 국부적인 조직 성장이 발생하는 등 균일한 재질을 확보하기 곤란할 뿐만 아니라, 최종 제품의 두께를 고려하면 열연강판의 두께를 낮추어 작업하여야 하므로 열간압연 작업성을 현저히 나쁘게 하는 문제점이 있다. 반면에 압하율 85% 초과인 경우에는 재질이 경화되어 인발시 균열의 원인이 될 뿐만 아니라, 압연기의 부하로 냉간압연 작업성을 저하시키는 문제점이 있다.

따라서 압하율은 50~85%인 것이 바람직하며, 보다 바람직하게는 65~80%일 수 있다.

이때, 냉간압연 전에 권취된 열연강판을 산세하는 단계를 추가로 포함할 수 있다.

연속소둔 단계

가공성 및 강성을 확보하기 위하여 상기 냉연강판을 연속소둔한다. 냉간압연에서 도입한 변형에 의해 강도가 높아져 있는 상태로부터, 변형 제거 소둔을 실시함으로써 목표로 하는 강도 및 가공성을 확보하는 것이다.

이때, 상기 연속소둔은 700~850℃의 온도범위에서 행할 수 있다.

700℃ 미만의 소둔 온도에서는 변형이 충분히 제거되지 않음에 따라 가공성이 현저히 떨어지는 문제점이 있다. 반면에 850℃ 초과의 소둔 온도에서는 고온 소둔에 따른 연속소둔로 통판성에 문제가 발생할 수 있다.

이때, 상기 연속소둔된 냉연강판을 30~60℃/sec의 냉각속도로 냉각할 수 있다. 냉각속도가 60℃/sec 초과일 경우에는 침상 베이나이트와 세멘타이트가 다량 생산될 수 있어 조관 및 인발 가공시 파단의 요인으로 작용할 수 있고, 냉각속도가 30℃/sec 미만일 경우에는 재질 연화에 따라 강성이 저하될 수 있기 때문에 플럭스 코어드 와이어의 두께가 상승하는 문제점이 발생할 수 있기 때문이다.

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 나타낸 성분조성을 갖는 슬라브를 1250℃로 가열한 후, 하기 표 2에 기재된 제조조건에 따라 냉연강판을 제조하였다. 연속소둔 후 냉각속도는 40℃/sec로 하였다.

상기 냉연강판의 통판성, 항복강도, 연신율, 가공성 및 미세조직을 측정하여 하기 표 3에 기재하였다.

또한, 상기 냉연강판을 이용하여 제조된 저온인성용 플럭스 코어드 와이어로 용접한 용접부의 편석지수를 측정하여 하기 표 3에 기재하였다. 각각의 경우에 대하여 플럭스 코어드 와이어의 전체 합금 성분 중 Ni 함량이 1.5%가 되도록 플럭스 조성을 설정하였으며 직경 1.4mm의 와이어를 제조하여 실험실적 파일럿(Pilot) 용접기를 활용하여 전압 29V, 전류 150~180A, 용접속도는 분당 14cm의 조건으로 조선용 강대를 대상으로 용접 시험을 실시한 결과이다.

표 3에서 표시된 항복강도, 연신율은 각각 200~300MPa 범위의 항복강도, 40% 이상의 연신율 및 편석지수가 0.15% 미만의 각각의 목표 기준을 만족하면 "O"로 표시하였으며, 각각의 특성 기준을 만족하지 못하는 경우에는 "X"로 표시하였다.

또한, 가공성은 단면 감소율 45%로 냉연강판을 인발 가공시 찢어짐과 같은 가공 결함이 발생하면 "불량", 가공 결함이 발생하지 않으면 "양호"로 표시하였다.

통판성은 냉간 및 열간 압연시 압연 부하가 없고 연속소둔시 히트 버클 (Heat buckle)과 같은 결함이 발생하지 않으면 "O"로 표시하였으며, 압연 부하가 발생하거나 연속소둔시 히트 버클과 같은 결함이 발생한 경우 "X"로 표시하였다.

강종	합금조성(중량 %)								W_FC
강종	C	Mn	Si	P	S	Al	N	Ni	W_FC
발명강1	0.015	0.24	0.009	0.004	0.002	0.012	0.0018	0.65	0.509
발명강2	0.034	0.31	0.012	0.007	0.003	0.024	0.0026	0.72	1.151
발명강3	0.052	0.19	0.011	0.006	0.006	0.031	0.0022	0.94	2.051
발명강4	0.073	0.25	0.008	0.008	0.005	0.026	0.0019	1.27	3.303
발명강5	0.042	0.41	0.014	0.005	0.004	0.024	0.0021	1.74	3.198
비교강1	0.006	0.21	0.011	0.009	0.005	0.029	0.0017	0.39	0.385
비교강2	0.024	0.28	0.009	0.006	0.007	0.041	0.0024	0.11	0.196
비교강3	0.049	0.07	0.008	0.007	0.018	0.032	0.0017	0.00	0.000
비교강4	0.081	0.22	0.012	0.072	0.004	0.098	0.0092	1.37	6.386
비교강5	0.124	0.36	0.018	0.004	0.006	0.031	0.0019	2.94	11.907
비교강6	0.196	1.24	0.62	0.006	0.005	0.028	0.0025	0.89	5.450

구분	사용강종	가열온도 (℃)	마무리온도 (℃)	권취온도 (℃)	냉간압하율 (%)	연속소둔온도(℃)
발명예1	발명강1	1250	910	640	60	750
발명예2		1250	910	640	72	800
발명예3		1250	910	640	72	820
발명예4	발명강2	1250	890	560	75	780
발명예5	발명강2	1250	890	560	75	840
발명예6	발명강3	1250	930	660	68	780
발명예7	발명강4	1250	930	660	70	780
발명예8	발명강5	1250	910	660	72	750
발명예9	발명강5	1250	910	660	72	830
비교예1	발명강1	1250	740	640	72	580
비교예2	발명강1	1250	910	640	39	740
비교예3	발명강2	1250	890	740	89	810
비교예4	발명강3	1250	930	480	75	780
비교예5	비교강1	1250	910	640	70	800
비교예6	비교강2	1250	910	640	68	800
비교예7	비교강3	1250	910	640	68	800
비교예8	비교강4	1250	910	640	70	780
비교예9	비교강5	1250	910	640	70	780
비교예10	비교강6	1250	910	640	70	780

구분	통판성	항복강도 (MPa)	연신율 (%)	용접부 편석지수(%)	인발 가공성	미세조직(면적%)
구분	통판성	항복강도 (MPa)	연신율 (%)	용접부 편석지수(%)	인발 가공성	페라이트	침상 베이나이트 및 세멘타이트
발명예1	O	248 (O)	48 (O)	0.09	양호	97.3	2.7
발명예2	O	241 (O)	44 (O)	0.07	양호	96.8	3.2
발명예3	O	236 (O)	46 (O)	0.12	양호	96.4	3.6
발명예4	O	264 (O)	43 (O)	0.04	양호	96.2	3.8
발명예5	O	255 (O)	45 (O)	0.04	양호	95.5	4.5
발명예6	O	271 (O)	43 (O)	0.05	양호	94.8	5.2
발명예7	O	279 (O)	41 (O)	0.03	양호	93.5	6.5
발명예8	O	285 (O)	44 (O)	0.04	양호	94.1	5.9
발명예9	O	269 (O)	46 (O)	0.02	양호	93.8	6.2
비교예1	X	452 (X)	29 (X)	0.11	불량	-	-
비교예2	X	368 (X)	35 (X)	0.08	불량	42.3	-
비교예3	O	311 (X)	37 (X)	0.06	불량	90.8	9.2
비교예4	O	321 (X)	32 (X)	0.08	불량	92.4	7.6
비교예5	O	189 (X)	45 (O)	0.24	불량	99.2	0.8
비교예6	O	218 (O)	35 (X)	0.44	불량	98.4	1.6
비교예7	O	320 (X)	34 (X)	1.58	불량	98.7.	1.3
비교예8	O	364 (X)	32 (X)	0.39	불량	89.3	11.7
비교예9	O	371 (X)	29 (X)	0.31	불량	86.8	13.2
비교예10	X	423 (X)	31 (X)	0.54	불량	90.1	9.9

본 발명에서 제시한 합금조성 및 제조조건을 모두 만족하는 발명예 1 내지 9는 목표로 하는 재질 기준인 항복강도 200~300MPa와 연신율 40% 이상을 만족하였으며, 인발가공성 및 통판성이 양호하였다. 또한 용접부의 편석지수도 0.15% 미만으로 2차 가공시 용접부의 찢어짐이나 균열이 발생하지 않아 우수한 가공성을 확보할 수 있었다.

발명예 2의 미세조직을 촬영한 도 1에서 확인할 수 있듯이, 본 발명의 합금조성 및 제조조건을 만족함으로써 본 발명의 미세조직을 확보할 수 있었다.

비교예 1 내지 4는 본 발명에서 제시한 합금조성은 만족하였으나, 제조조건을 만족하지 못한 경우로 항복강도가 높고 연신율이 열위하였으며 인발 가공성도 열위한 것을 확인할 수 있다. 또한 비교예 1 및 2의 경우에는 통판성도 불량하였으며, 비교예 1의 경우 미세조직이 변형립, 즉 재결정이 안된 페라이트(deformed ferrite)로 형성되었으며, 비교예 2의 경우 42.3%를 제외한 부분은 변형립으로 관찰되었다.

비교예 5 내지 10은 본 발명에서 제시한 제조조건은 만족하였으나, 합금조성을 만족하지 못한 경우이다. 모든 경우에 소재 재질 및 용접부 편석지수를 만족하지 못함에 따라 와이어의 인발 가공 및 용접부 2차 가공시 찢어짐 또는 균열이 발생하였다.

또한 통판성을 확보하지 못하거나(비교예 10), 항복강도가 본 발명에서 얻고자 하였던 200~300MPa 수준을 벗어나거나(비교예 5 및 비교예 7내지 10), 연신율 목표 수준을 만족 못함(비교예 6내지 10)에 따라 가공성과 저온 인성이 요구되는 플럭스 코어드 와이어용 냉연강판으로의 목표 특성을 만족할 수 없었다.

비교예 6의 미세조직을 촬영한 도 2를 보면, 페라이트가 98 면적%를 초과하여 형성되었음을 확인할 수 있다.

상기한 바와 같이 본 발명에 의하면 합금조성 및 제조조건의 제어를 통하여 용접부의 편석 발생을 현저히 개선함과 아울러 플럭스 내 Ni 함량 저감을 통해 다른 플럭스 원소 함량을 높일 수 있어 저온 인성 및 용접 작업성이 우수한 플럭스 코어드 용접용 냉연강판의 특성을 확보할 수 있었다. 그러므로 본 발명의 냉연강판을 이용하는 경우 공정비 상승의 요인이 되는 플럭스 내 Ni 함량을 줄일 수 있으며, 용접부내 편석을 현저히 감소함에 따라 용접부 균열 발생을 감소시킬 수 있을 뿐만 아니라, 제품의 안정적인 작업성 확보가 가능하므로 제품의 재질 편차 발생을 감소시킬 수 있어 원가 절감 및 작업성 개선 측면에서도 효과적이었다.

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: 0.01~0.15%, Mn: 0.1~0.5%, Si: 0.05% 이하(0%는 제외), P: 0.0005~0.01%, S: 0.008% 이하(0%는 제외), Al: 0.005~0.06%, N: 0.0005~0.003%, Ni: 0.5~2.0%, 나머지 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하고,
미세조직은 면적분율로 페라이트를 93~98% 포함하고, 침상 베이나이트와 세멘타이트를 그 합계로 2~7% 포함하는 플럭스 코어드 와이어용 냉연강판.
제1항에 있어서,
상기 냉연강판은 하기 관계식 1로 정의되는 W_FC가 0.5~4.5인 것을 특징으로 하는 플럭스 코어드 와이어용 냉연강판.
관계식 1: W_FC=(25*C+0.4*Mn+26*Al)*Ni
(단, 상기 관계식 1에서 각 원소 함량의 단위는 중량%이다.)
제1항에 있어서,
상기 냉연강판은 항복강도가 200~300MPa 이며, 연신율이 40% 이상인 것을 특징으로 하는 플럭스 코어드 와이어용 냉연강판.
제1항에 있어서,
상기 냉연강판은 용접부 편석지수가 0.15% 미만인 것을 특징으로 하는 플럭스 코어드 와이어용 냉연강판.
중량%로, C: 0.01~0.15%, Mn: 0.1~0.5%, Si: 0.05% 이하(0%는 제외), P: 0.0005~0.01%, S: 0.008% 이하(0%는 제외), Al: 0.005~0.06%, N: 0.0005~0.003%, Ni: 0.5~2.0%, 나머지 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하는 슬라브를 1100~1300℃로 가열하는 단계;
상기 가열된 슬라브를 마무리 열간압연 온도가 880~950℃가 되도록 열간압연하여 열연강판을 얻는 단계;
상기 열연강판을 550~700℃의 온도범위에서 권취하는 단계;
상기 권취된 열연강판을 50~85%의 압하율로 냉간압연하여 냉연강판을 얻는 단계; 및
상기 냉연강판을 연속소둔하는 단계;를 포함하는 플럭스 코어드 와이어용 냉연강판의 제조방법.
제5항에 있어서,
상기 슬라브는 하기 관계식 1로 정의되는 W_FC가 0.5~4.5인 것을 특징으로 하는 플럭스 코어드 와이어용 냉연강판의 제조방법.
관계식 1: W_FC=(25*C+0.4*Mn+26*Al)*Ni
(단, 상기 관계식 1에서 각 원소 함량의 단위는 중량%이다.)
제5항에 있어서,
상기 연속소둔은 700~850℃의 온도범위에서 행하는 것을 특징으로 하는 플럭스 코어드 와이어용 냉연강판의 제조방법.
제5항에 있어서,
상기 냉간압연 전에 상기 권취된 열연강판을 산세하는 단계를 추가로 포함하는 것을 특징으로 하는 플럭스 코어드 와이어용 냉연강판의 제조방법.
제7항에 있어서,
상기 연속소둔된 냉연강판을 30~60℃/sec의 냉각속도로 냉각하는 것을 특징으로 하는 플럭스 코어드 와이어용 냉연강판의 제조방법.