KR20020080419A

KR20020080419A - 고질소 극저 탄소강의 제조방법

Info

Publication number: KR20020080419A
Application number: KR1020027010413A
Authority: KR
Inventors: 나베시마세이지; 다께우찌슈지; 오가와히사시; 나베시마유끼; 마스모또야스유끼
Original assignee: 가와사끼 세이데쓰 가부시키가이샤
Priority date: 2000-12-13
Filing date: 2001-12-12
Publication date: 2002-10-23
Also published as: WO2002048409A1; CA2399936C; CN1422337A; EP1342798A1; EP1342798B1; CN1318612C; DE60113451D1; EP1342798B9; EP1342798A4; CA2399936A1; KR100828472B1; DE60113451T2; US20030061908A1; US6764528B2; TW567228B

Abstract

가공성형후의 시효처리에 의해 우수한 시효경화성을 갖는 냉연강판용의 압연소재에 적합한 고질소 극저 탄소강을, 슬래브나 강판의 결함이 발생하지 않고, 확실하게 저비용 또한 고생산성으로 제조하는 방법에 관하여 제안한다.

그 방법으로서, C ≤0.0050 질량% 의 극저 탄소강판용 압연소재를 제조함에 있어, 고로로부터의 용선에 1 차 탈탄정련을 실시한 후, 1 차 탈탄정련후의 용강성분을 다음 식 : [질량% N] - 0.15[질량% C] ≥0.0060 을 만족하는 범위로 조정하고, 이어서 진공 탈가스 설비를 사용하여, 탈질소를 억제하면서 극저 탄소농도 영역까지의 2 차 탈탄정련을 실시한 후, Al 에 의한 탈산을 행하고, 다시 [질량% Al]ㆍ[질량% N] ≤0.0004, N : 0.0050 ∼ 0.0250 질량%, 바람직하게는 고용 N 량이 소정량 이상이 되도록 성분조정하여, 이 용강을 연속주조한다.

Description

고질소 극저 탄소강의 제조방법 {PROCESS FOR PRODUCING HIGH-NITROGEN ULTRALOW-CARBON STEEL}

기술분야

본 발명은, 질소농도가 높은 극저 탄소강, 특히 고용 N 농도가 높은 극저 탄소강의 제조방법에 관한 것이다. 이 질소농도가 높은 극저 탄소강은, 예컨대 이것에 압연을 실시하여, 시효경화성이 높은 극저 탄소강판 (박강판) 을 얻을 수 있다. 고질소의 극저 탄소강판은, 자동차의 구조용 부품 등, 구조상의 강도, 특히 변형시의 강도 및/또는 강성이 필요로 되는 곳에 사용할 수 있다.

배경기술

자동차의 구조용 부품 등에 적합한 강판의 하나로서, 가공성이 양호하고, 또한 일단 성형한 후에는 시효열처리에 의해 강도를 상승시킬 수 있는 (이하, 시효경화성이라 함) 강판이 제안되어 있다. 이 강판은, 시효경화처리전의 비교적 연질인 상태에서 프레스가공 등의 가공성형을 실시하여, 원하는 형상으로 한 후에, 도장 베이킹 처리 등의 시효열처리를 실시함으로써, 강도 상승을 도모할 수 있는 것이다. 이 종류의 강판용 강으로는, 가공성의 관점에서 C ≤0.0050 질량% 의 극저 탄소강이 바람직하다고 알려져 있고, 또한 시효성의 관점에서는, 예컨대 고용 N 이 강판중에 0.0030 질량% 이상, 바람직하게는 0.0050 질량% 이상 존재할 수 있는 성분조성으로 하는 것이 제안되어 있다.

그러나, 이와 같은 가공성이 우수한 강을 용제함에 있어서는, 탈산의 면에서 Al 을 첨가하는 것이 일반적이다 (이러한 강을 알루미늄 킬드강이라 함). 또한 극저 탄소강에서 결정 입자 직경을 미세화하기 위해서는, 예컨대 Nb 나 B 를 강중에 첨가하는 기술이 종종 채택되고 있다. 이상에 예를 든 원소는 질화물을 형성하므로, 강판에서 고용 N 을 확보하기 위해서는, 제강시에 질화물이 되는 질소분을 보상한 질소농도로 조제해 둘 필요가 있다. 예컨대, 강중 Al 농도가 0.015 질량% 이상인 경우, 충분한 고용 N 을 확보하기 위해서는, 대략 0.0120 질량% 이상의 고 N 농도로 해야 한다.

고 N 농도의 강의 제조방법으로는, 일본 공개특허공보 소 6l-91317 호에, 무산화 분위기하에 있는 레이들 정련로내의 용강에, 침지 랜스로부터 질소가스를 불어넣는 방법이 개시되어 있다. 그러나, 이 방법은 레이들 정련로에서의 처리이기 때문에, 예컨대 진공 탈가스 처리 등을 실시하는 것은 어려우므로, 극저 탄소강을 얻는 것이 매우 어렵다.

한편, 진공 탈가스 처리를 행하는 고 N 강의 제조방법으로는, 일본 특허공보 소 55-34848 호, 일본 공개특허공보 소 56-25919 호 및 일본 공개특허공보 소 64-28319 호에, 진공 탈가스 공정후, 진공조내의 압력을 목표 N 농도와 평형하는 압력으로 하고, 용강내 블로우 가스의 일부 또는 전부를 질소가스로 하여, 일정 시간 유지하여 질소를 충분히 첨가하는 방법이 개시되어 있다.

그러나, 질소가스에 의한 질소주입방법은 질소의 증가속도가 느리다는 결점이 있다. 특히 가공용 강판의 소재강은 스텐레스강 등과 달리 Cr 농도가 낮기때문에, 질소의 용해도가 낮아, 공업 생산에 적당한 처리속도를 얻는 것은 어렵다. 상기의 개시기술에는, 진공조내 압력을 높임으로써 평형 질소농도까지 질소를 증가시키는 시도도 제안되어 있지만, 초기 질소농도가 낮으면 평형 질소농도에까지 도달하는 데 장시간을 요하는 것에 변함은 없다.

예컨대, 평형 질소농도가 0.0150 질량% 가 되는 진공조내 압력 1 ×10⁴Pa 의 경우, 초기 질소농도가 0.0080 질량% 정도에서는 15 분의 처리로 0.0100 질량% 정도까지의 증가에 그친다. 따라서, 목표 질소농도가 예를 들어 상기 기술한 0.0120 질량% 이상인 경우, 질소가스에 의한 주입으로 이러한 목표치를 달성하는 것은 매우 어렵다. 진공조내 압력을 보다 높게 하면 질소농도를 증가시킬 수 있을 가능성이 있지만, 2.0 ×10⁴Pa 를 초과하는 진공조내 압력은, 진공조 또는 레이들내의 용강의 교반력 저하로 이어져, 용강내의 균일성이 저해된다.

또한, 감압하의 진공 탈가스장치에 있어서, 질소가스나 질소-Ar 혼합가스를 불어넣어 진공조내 압력을 조정함으로써, 용강중의 질소농도를 제어하는 방법이 일본 공개특허공보 2000-l7321 호, 일본 공개특허공보 2000-l7322 호, 일본 공개특허공보 2000-345l3 호 및 일본 공개특허공보 평 8-10021l 호에 개시되어 있다. 그러나, 상기 기술과 마찬가지로, 질소가스에 의한 질소의 주입에서는 질소의 증가속도가 느려, 보통 강에서는 처리에 시간이 걸려 현실적이지 않다.

또한, 특허 제 2896302 호에는, 진공조내의 압력을 변경하여 용강의 목표 질소농도 이하까지 질소를 감소시킨 후, 질소함유 합금을 첨가하여 목표 질소농도까지 미세조정하는 기술이 개시되어 있다. 질소함유 합금의 첨가에 의해 목표 질소농도를 확보하는 것은, 상기 합금에 의한 강성분 변동을 야기한다. 예컨대, 합금중에 포함되는 C 에 의해 용강중의 C 농도가 증가하는 문제가 있다. 한편, 성분이 제어된 질소함유 합금은 고가이며, 특수강이라면 모르지만, 일반가공용에 사용하는 강판과 같이 대량 생산 및 저비용 생산이 요구되는 강종에서는 이와 같은 비경제적인 방법의 채택은 어렵다.

또한, 일본 공개특허공보 평 7-216439 호에는, 1 차 탈탄정련 및 2 차 진공탈탄정련중에 질소가스를 용강중에 불어넣어, 0.0050 질량% 이하의 극저 탄소강으로 0.0100 질량% 이상의 고질소강을 용제하는 방법이 개시되어 있다. 그러나, 2 차 정련시의 탈탄처리에 따른 탈질소반응을 고려하면, 이 방법에서는 2 차 정련만으로 질소를 첨가하는 경우보다, 총량으로서 다량의 질소 첨가가 필요로 된다. 따라서, 이 방법에서는, 가스에 의한 고질소화 처리의 저속도와 맞물려 낮은 생산효율밖에 기대할 수 없다.

또한, 이상의 어떤 방법에 의해서도, C ≤0.005 질량% 의 극저 탄소강으로 0.0120 질량% 이상의 N 함유량을 현실적으로 얻는 것은 어려웠다.

발명의 개시

발명의 목적

본 발명은, 질소농도 (고용 질소) 가 높고 극저 탄소인 가공용 강판을 얻기 위한 강을 제조하는, 저비용이며 고생산성의 방법을 제안하는 것이다. 본 발명의 방법에 의해 얻어진 강은, 특히 프레스 등의 가공성형후에 강도 상승으로 인한시효열처리가 실시되는 용도로 사용되며, 우수한 시효경화성을 갖는 강판의 압연소재로서 적합하다.

발명의 요지

발명자들은, 상기 게재한 목적을 달성하기 위해 예의 검토를 거듭한 결과, 극저 탄소 알루미늄 킬드강에서 고질소강을 제조할 때에는, 탈산시에 강중에 첨가되는 Al 량을 적정히 제어하지 않으면, 연속주조시 및 열간압연시에 AlN 이 석출되어 주편이나 시트 바아에 AlN 기인의 표면 크랙이 발생한다는 새로운 과제를 발견하였다. 그리고, Al 및 N 농도에 상한을 설정함으로써, 상기 문제를 해결하고, 제품 수율의 저하를 방지하여, 생산성을 확보하는 것에 성공하였다.

또한, 본 발명자들은 1 차 정련후의 질소 및 탄소농도를 바람직하게 하고, 또한 진공 탈가스 설비에서의 2 차 정련에서 탈탄에 따른 탈질소를 제어하고, 또한 필요에 따라 질소를 첨가한다는 절차에 의해, 저비용 및 생산성 특히 제조속도를 확보하면서, 효율적으로 원하는 고질소를 얻는 것에 성공하였다. 여기서, 1 차 정련에서의 질소량의 제어는 질소함유 가스의 블로우나 질소함유 합금의 첨가로, 2 차 정련에서의 탈질소의 제어는 바람직한 질소함유 가스의 블로우나 강중 산소량의 제어 등으로, 또한 그 후의 Al 킬드 처리시의 질소 조정은 상기 질소함유 가스 외에, 성분을 제어한 질소함유 합금으로 행하는 것이, 비용 및 생산성의 관점에서 바람직하다.

즉, 본 발명은, C ≤0.0050 질량% 의 극저 탄소강판용 압연소재를 제조함에 있어, 고로로부터의 용선에 1 차 탈탄정련을 실시함과 동시에, 1 차 탈탄정련후의용강성분을 하기 (1) 식:

[질량% N] - 0.15[질량% C] ≥0.0060 ----(1)

을 만족하는 범위로 조정하고, 이어서 진공 탈가스 설비에 있어서, 하기 (2) 식:

ΔN/ΔC ≤0.15 ----(2)

(여기서,

ΔN : 2 차 탈탄정련중의 강중 N 농도의 저하량 (질량%)

ΔC : 2 차 탈탄정련중의 강중 C 농도의 저하량 (질량%))

을 만족하도록 C ≤0.0050 질량% 의 극저 탄소농도 영역까지의 2 차 탈탄정련을 행하고, 그 후, 탈산후의 Al ≥0.005 질량% 가 되도록 Al 에 의한 탈산을 행함과 동시에, N : 0.0050 ∼ 0.0250 질량% 이며 이 N 농도가 하기 (3) 식:

[질량% Al]ㆍ[질량% N] ≤0.0004 ----(3)

을 만족하도록 성분조정하고, 이어서 성분조정한 용강을 연속주조하는 것을 특징으로 하는 시효경화성이 큰 극저 탄소강판용 압연소재의 제조방법이다.

여기서, 본 발명의 강에서 얻어지는 강판의 시효경화성을 양호하게 하기 위해서는, 상기 성분조정에서 N 농도가 또한 하기 (4) 식:

[질량% N] ≥0.0030 + 14/27[질량% Al] + 14/93[질량% Nb] + 14/11[질량% B] + 14/48[질량% Ti] ---(4)

을 만족하도록 함으로써, 적정한 양의 고용 N 량을 확보하는 것이 바람직하다. 본 발명의 강은 Nb, B, Ti 를 필수적으로 포함하는 것은 아니고, 상기 식에서 포함되지 않은 원소의 농도치는 제로로 계산한다.

또, 상기 (4) 식을 만족하는 강이 아니더라도, 본 발명은 특히 N : 0.0l20 질량% 이상의 고질소강의 제조에 적합하다.

여기서, 상기 2 차 탈탄정련시에, 질소가스를 함유하는 가스, 예컨대 질소가스나, 질소와 아르곤의 혼합가스를, 질소가스 유량 : 2Nl/minㆍt 이상으로 용강중에 불어넣음으로써, ΔN/ΔC ≤0.15 로 하는 것이 바람직하다. 또한, 2 차 탈탄정련후의 진공 탈가스 설비에서의 Al 에 의한 탈산시에도, 질소가스를 함유하는 가스를, 질소가스 유량 : 2Nl/minㆍt 이상으로 용강중에 불어넣음으로써, N 농도를 제어하는 것이 바람직하다. 여기서, 가스를 용강중에 불어넣는 방법은 특별히 한정되지 않고, 침지관뿐만 아니라 레이들로부터 불어넣는 방법이라도, 용강 표면에 가스를 부는 방법이라도 된다.

또한, 상기 질소가스를 함유하는 가스가, 환원성 가스, 예컨대 수소가스를 더 함유하는 것이 질소공급효율의 관점에서 바람직하다. 여기서, 환원성 가스는 상기 질소가스를 함유하는 가스의 5 ∼ 50 체적% (상온ㆍ상압) 인 것이 바람직하다.

또, 환원성 가스를 함유하는 질소함유 가스는, 1 차 정련시의 질소농도 증가용으로도 사용할 수 있다.

또한, 상기 2 차 탈탄정련중에, 용강중 산소농도를 0.0300 질량% 이상으로 조정함으로써, ΔN/ΔC ≤0.15 로 하는 것도 바람직하다.

또한, 2 차 탈탄정련전의 용강성분은 하기 (5) 식:

[질량% N] - 0.15[질량% C] ≥0.0100 ----(5)

을 만족하는 것이 바람직하다. 구체적 수치로는, 2 차 탈탄정련전의 용강성분은 N ≥0.0080 질량% 로 하는 것이 바람직하다. 보다 바람직하게는 N ≥0.0100 질량% 로 조정한다.

여기서, 2 차 탈탄정련전의 용강성분 조정에서는, 1 차 탈탄정련후 그리고 2 차 탈탄정련전의 용강에 N 함유 합금을 첨가하여, N 농도를 조정하는 것이 바람직하다.

또한, 2 차 탈탄정련후의 진공 탈가스 설비에서의 Al 에 의한 탈산 (킬드 처리) 시의 진공조내 압력을 2 ×10³Pa 이상으로 조정하여 N 농도의 저하를 억제하는 것이 바람직하다.

또한, 2 차 탈탄정련후의 진공 탈가스 설비에서의 Al 에 의한 탈산시에, [질량% C]/[질량% N] ≤0.1 인 N 함유 합금을 용강중에 첨가하여 N 농도를 제어하는 것이 바람직하다. 이는 N 농도의 미세조정을 목적으로 행하는 것이 바람직하다.

성분조정한 용강의 조성으로는, Si : 1.0 질량% 이하, Mn : 2.0 질량% 이하, 전산소 (全酸素) : 0.0070 질량% 이하이며, Nb : 0.0050 ∼ 0.0500 질량%, B : 0.0005 ∼ 0.0050 질량%, 및 Ti : 0.070 질량% 이하 (제로도 포함) 의 l 종 또는 2 종 이상을 함유하고, 잔부는 실질적으로 Fe 인 것이 바람직하다.

도면의 간단한 설명

도 l 은 강중 [질량% Al]ㆍ[질량% N] 와 냉연 코일의 표면 결함율 (코일l000 m 당 결함 개수) 와의 관계를 나타낸 도면이다.

도 2 는 [질량% N] - (14/27[질량% Al] + 14/93[질량% Nb] + 14/11[질량% B] + 14/48[질량% Ti]) 와 ΔTS 와의 관계를 나타낸 도면이다.

도 3 은 높은 시효경화성을 갖는 강을 얻을 때의 용제후의 목표성분범위를 나타낸 도면이다.

도 4 는 탈탄처리전, 처리중 및 처리후의 탄소 및 질소의 농도범위를 나타낸 도면이다.

도 5 는 탈탄처리전, 처리중 및 처리후의 탄소 및 질소의 보다 적합한 농도범위를 나타낸 도면이다.

도 6 은 탈탄처리후의 질소농도와 복압, N₂가스 블로우 l5 분후의 질소농도와의 관계를 나타내는 도면이다.

발명을 실시하기 위한 최선의 형태

이하에, 본 발명의 방법에 대해, 각 조건의 한정이유를 상세히 설명한다.

먼저, 성분조성에 있어서 본 발명에서 달성해야 할 N 농도에 대해 설명한다. 고강도를 얻고, 특히 시효성을 얻는 고용 질소농도를 확보하기 위해, 질소농도는 0.0050 질량% 이상 필요하다. 보다 확실하고 높은 시효경화성을 얻기 위해서는, 질소농도는 0.0080 질량% 이상으로 하는 것이 바람직하고, 0.0100 질량% 로 하는 것이 보다 바람직하다. 더욱 바람직하게는 0.0120 질량% 이상, 보다 바람직하게는 0.0150 질량% 이상이다.

한편, 질소농도가 0.0250 질량% 를 초과하면 연속주조한 주편에 기포성의 핀 홀이 다발하여, 냉연판에 힘줄모양의 결함이 다발하므로, 정련 종료후의 주조 단계에서의 용강의 질소농도는 0.0250 질량% 이하로 하는 것이 바람직하다.

여기서, 우수한 시효경화성을 발현하는 N 량으로서 (4) 식을 얻은 실험결과에 대해 설명한다. C : 0.0020 ∼ 0.0025 질량%, Si : 0.0l질량%, Mn : 0.48 ∼ 0.52 질량%, P : 0.025 ∼ 0.030 질량%, S : 0.006 ∼ 0.0l0 질량%, Al : 0.005 ∼ 0.030 질량%, B : 0.0001 ∼ 0.0040 질량%, Nb : 0.001 ∼ 0.030 질량%, N : 0.0060 ∼ 0.0150 질량% 의 범위로 함유하고, 잔부는 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어진 조성의 강괴를 l150 ℃ 로 균일 가열한 후, 마무리 온도를 Ar3 변태점 이상의 900 ℃ 로 하여 판두께 4 mm 에 열간압연하여, 압연종료후 수냉하였다. 이어서, 이 열연판을 500℃-1 시간으로 소둔하여, 압하율 80% 로 냉간압연하고, 800℃-40분의 재결정 소둔을 행하여, 압하율 0.8% 로 조질 압연하였다.

얻어진 강판을 공시재 (조질 압연재) 로 하여 변형 속도 0.02/s 에서 인장시험을 실시하였다. 이와는 별도로, 상기 강판에 l0 % 의 인장 변형을 부여하여 120℃-20분의 시효열처리를 실시한 공시재 (시효처리재) 에 대해서도 동일하게 인장시험을 실시하였다. 시효처리재의 인장강도 (TS2) 와 조질 압연재의 인장강도 (TS1) 의 차이 ΔTS = TS2 - TSl 에서 시효경화량을 구했다.

도 2 는, 용제후의 강성분에서의 [질량% N] - (14/27[질량% Al] + 14/93[질량% Nb] + 14/11[질량% B] + 14/48[질량% Ti]) 과 ΔTS 와의 관계를 나타내는 것이다. 도 2 에서, [질량% N] - (14/27[mass% Al] + 14/93[질량% Nb] + 14/11[질량% B] + 14/48[질량% Ti]) 이 0.0030 질량% 이상을 만족함으로써, ΔTS 는 60 MPa 이상이 되는 것이 명확해졌다. 더욱 바람직하게는, 상기 식의 값이 0.0050 질량% 이상을 만족함으로써, ΔTS 로서 80 MPa 이상을 얻을 수 있다. 이러한 값은 우수한 시효경화성으로서 충분한 것이다.

상기 결과에서, [질량% N] - (14/27[질량% Al] + 14/93[질량% Nb] + 14/11[질량% B] + 14/48[질량% Ti]) 는 본 발명 강에서 얻어지는 강판에서의 고용 N 량을 개산 예측하는 식으로서 적합하다고 생각된다. 따라서, 하기 (4) 식:

[질량% N] ≥0.0030 + 14/27[질량% Al] + 14/93[질량% Nb] + 14/11[질량% B] + l4/48[질량% Ti] ----(4)

(단지, Nb 를 함유하지 않는 강에서는 [질량% Nb] = 0

B 를 함유하지 않는 강에서는 [질량% B] = 0

Ti 를 함유하지 않는 강에서는 [질량% Ti] = 0)

을 만족하는 것이, 우수한 시효경화성을 발현하는 데에 있어서 바람직하다.

다음, Al 농도에 대해서는, 탈탄후 (RH 처리종료시, 즉 용제후) 의 Al 이 0.005 질량% 미만이 되면 강중의 산소농도가 급격히 증가하고, 강의 냉간압연 등에 있어서 거대한 개재물에 기인하는 결함이 다발하여 제품인 냉연강판에 표면 결함이 발생하거나, 강판의 프레스성형시에 크랙이 대량으로 발생한다. 따라서, 탈탄후의 Al 농도는 0.005 질량% 이상으로 할 필요가 있다. 바람직하게는 0.0l0 질량% 이상이지만, Al 농도를 증가시키면 고용 질소가 감소되므로, 그에 대응시켜 N 농도를 증가시키는 것이 바람직하다.

또한, Al 농도를 증가시키면 N 농도도 증가시킬 필요가 있는데, 용제후의 [질량% Al]ㆍ[질량% N] > 0.0004 가 되면, 연속주조시 및/또는 열간압연시에 주편 및/또는 시트 바아의 표면에 크랙이 다발하고, 또한 냉연판에도 힘줄모양의 결함이 다발한다. 도 1 에, 강중의 [질량% Al]ㆍ[질량% N] 과, 그 용제후에 연속주조, 열간압연 및 냉간압연을 거친 냉연 코일에서의 표면 결함율 (코일 1000 m 당 결함개수) 과의 관계를 조사하여 나타낸다. 이 조사의 결과, [질량% Al]ㆍ[질량% N] > 0.0004 가 되면, 냉연 코일에서의 표면 결함율이 급격히 증가하는 것을 알 수 있다. 따라서, [질량% Al]ㆍ[질량% N] 의 값은 0.0004 이하로 할 필요가 있다. 여기에, 이상 서술한 N 농도 및 Al 농도에 대해 정리하면, 도 3 에 나타내는 바와 같다.

고용 N 을 확보하기 위해서는, Al 의 실질적 상한은 도 3 에서 약 0.025% 이다. 또, 용제후의 N : 0.0120 질량% 이상을 확보하기 위해서는, Al 의 실질적 상한은 [질량% Al]ㆍ[질량% N] 의 제약에서 약 0.033% 이다.

다음, 상기 성분범위를 얻기 위한 정련방법에 대해 이하에 설명한다.

일반적으로, 극저 탄소강 (C ≤0.0050 질량%) 을 용제하기 위해서는, 전로 등에서의 1 차 탈탄정련후에, 진공 탈가스 설비를 사용하고, 용강을 5 ×10²Pa (약 3.8 Torr, 약 0.005 atm) 이하의 감압하에 두고, 용강중의 C 및 O 와의 반응에 의해 CO 를 생성시켜 탈가스하는, 2 차 탈탄정련을 행하는 것이 기본이 된다.

여기서, 탈탄과 함께 탈질소가 진행되므로, 탈탄공정을 완화하는게 좋겠지만, 그 때문에 1 차 정련후의 탄소를 과도하게 저감하는 것은 철산화물의 생성을 촉진시켜 강의 수율을 저하시킴과 동시에, 철산화물을 산소원으로 하는 개재물이 Al 탈산지에 다량으로 생성되므로 슬래브나 강판의 표면 결함이 증가하기 때문에, 바람직하지 않다. 따라서, 발명자들은 2 차 탈탄정련에서의 탈질소를 억제하는 수단에 대해 여러 가지 검토하여, 2 차 탈탄정련에 있어서, 용강중의 질소농도가 높은 경우에는 탈탄량에 비례하여 탈질소가 진행되는 것을 새롭게 발견하였다. 그리고 이 비례계수는 정련의 제반 조건의 제어에 의해 어느 정도 저감할 수 있다는 것 또한 발견하였다. 이 지견을 기초로 발명자들은 질소 첨가나 탈질소 저감이 각 공정에 미치는 부담 등에 대해 연구를 거듭하여, 생산성이나 비용에 부담이 적은 범위에서 탈질소량을 저감하기 위해서는, 2 차 탈탄정련시의 질소농도의 감소량 ΔN 과 탄소농도의 감소량 ΔC 의 비 ΔN/ΔC 를 0.15 이하로 하는 것이 매우 바람직하다는 것을 발견하였다. 후술하는 질소함유 가스의 블로우의 최적화 등에 의해, 조건에 따라서는 ΔN/ΔC 가 음 (침질소) 이 되는 경우도 있기 때문에, 특히 ΔN/ΔC 의 하한은 정하지 않는다.

또한, 진공 탈가스 처리에 의한 2 차 탈탄정련전 및 처리중의 용강탄소농도 및 질소농도가 다음 (1) 식:

[질량% N] - 0.15[질량% C] ≥0.0060 ----(1)

을 만족하도록, 1 차 탈탄정련후 그리고 진공 탈가스 처리에 의한 2 차 탈탄정련전의 용강성분을, 저 C 농도 및 고 N 농도로 조정할 필요가 있다.

왜냐하면, [질량% N], [질량% C] 가 (1) 식을 만족하지 않으면, ΔN/ΔC =0.l5 의 경우, 2 차 탈탄정련후의 [질량% N] 는 0.0060 질량% 보다 낮아진다. 또한, (1) 식을 만족하고 있더라도, ΔN/ΔC > 0.15 라도, 역시 2 차 탈탄정련후의 [질량% N] 는 0.0060 질량% 보다 낮아진다. 상기 관계를 정리하여, 도 4 에 탈탄처리전ㆍ처리중 및 처리후의 탄소 및 질소농도의 관계를 나타낸다.

상기 조건에 따라 2 차 탈탄정련을 행함으로써, 2 차 탈탄정련후의 질소농도를 0.0060 질량% 이상으로 하는 것이 가능해진다. 2 차 탈탄정련후의 N 농도를 0.0060 질량% 이상으로 하면, 그 후의 Al 탈산처리에 있어서, N₂을 함유하는 가스를 불어넣음으로써, 진공 탈가스 처리후의 N 농도는 0.0050 질량% 이상으로 하는 것은 용이해진다.

1 차 탈탄정련후 그리고 진공 탈가스 처리에 의한 2 차 탈탄정련전의, 보다 적합한 용강성분 조건으로는, 하기 (5) 식:

[질량% N] - 0.15[질량% C] ≥0.0100 ----(5)

을 만족시키는 것이 바람직하다.

이 식을 만족시킴으로써, 2 차 탈탄정련후의 [질량% N] 를 0.0100 질량% 이상으로 확보하는 것이 용이해진다. 이 경우의 탈탄처리전ㆍ처리중 및 처리후의 탄소 및 질소농도의 관계를 도 5 에 나타낸다. 상기 조건에 따라, 탈탄처리후의 N 농도를 0.0l00 질량% 이상으로 하면, 그 후의 Al 탈산처리에 있어서, N₂를 함유하는 가스를 불어넣는 등에 의해, 종래 특히 어려웠던 진공 탈가스 처리후의 N 농도 : 0.0120 질량% 이상이 가능해진다. 또한 목표 N 농도가 0.0120 질량% 미만인 경우라도 조업 효율상으로는 (5) 식을 만족하는 것이 바람직하다.

여기에, 1 차 탈탄정련후 그리고 2 차 탈탄정련전의 N 농도 및 C 농도를 상기 (1) 식 또는 (5) 식의 범위내로 제어하기 위해서는, N 농도를 높여 식을 만족시키는 것이 바람직하다. 여기서, N 농도를 상기 (1) 식 또는 (5) 식에 따라 높이기 위해서는, 1 차 탈탄정련후 (예컨대 전로 출강시) 에 N-Mn 등의 질소함유 합금을 첨가하는 수법이 유효하다. 이 단계에서의 질소함유 합금의 첨가에 의한 성분 변동은, 2 차 정련에서는 조정가능하기 때문에, 비교적 저가의 합금을 사용할 수 있다. 질소함유 합금으로서는 이 밖에 N-Cr 이나 N 함유 라임 등도 첨가가능하지만, N-Cr 의 경우는 Cr 농도의 증가에, 또한 N 함유 라임의 경우는 슬래그의 증가에 유의해야 할 가능성이 있다. 그러므로, 질소함유 합금으로는 N-Mn 이 바람직하다.

이 밖에, 1 차 탈탄정련시에 질소함유 가스를 용강중에 불어넣는 것도 N 농도를 높이는 방법으로서 바람직하다. 가스의 종류나 투입방법에 대해서는 특별히 제약되지 않지만, 상취(上吹) 랜스 및/또는 저취(低吹) 랜스로부터 질소가스를 불어넣는 것이 일반적이다. 바람직하게는 C 농도가 0.3 질량% 이상의 단계에서 부는 것이 좋다.

또한, 2 차 탈탄정련중에 ΔN/ΔC ≤0.l5 를 달성하는 방법으로는, 용강중에 질소를 함유하는 가스를 불어넣는 방법, 특히 진공 탈가스 설비로서 RH 식 진공 탈가스 설비를 사용하는 방법에 있어서는, 침지관으로부터 불어넣는 환류가스로서 질소함유 가스를 용강중에 불어넣는 것이 유효하다. 질소함유 가스로는 질소가스또는 질소 및 아르곤의 혼합가스를 사용하는 것이 바람직하고, 불어넣는 가스의 양은 질소가스 유량이 2 Nl/minㆍt 이상이 되는 조건으로 불어넣는 것이 바람직하다. 질소함유 가스는, 이 밖에 레이들이나 RH 설비의 블로우 입구로부터 불어넣어도 된다. 또, 예를 들어 상면의 블로우 입구로부터 용강 표면을 향해 부는 방법으로도 가스가 용강중으로 불어넣어진다.

또, 용강중의 용존산소가 탈질소의 화학반응 속도상수를 저하시키는 작용을 이용하여, 2 차 탈탄정련중의 산소농도를 0.0300 질량% 이상으로 함으로써 ΔN/ΔC ≤0.15 로 할 수도 있다. 여기서, 산소농도는, 탈탄 촉진 등을 위해 불어넣는 산소의 양을 제어함으로써, 원하는 값으로 제어할 수 있다.

불어넣는 질소함유 가스에, 다시 수소가스 등의 환원성 가스를 혼합함으로써, 가스에 의한 강중으로의 질소의 공급 효율을 향상시킬 수 있다. 발명자들의 실험에 의하면, 환원성 가스를 5 ∼ 50 체적%, 바람직하게는 10 ∼ 40 체적% (상온 및 상압에서의 값) 함유시킴으로써, 같은 목표 질소농도 (용제후) 라면, 환원성 가스를 함유하지 않는 질소함유 가스를 동일한 양 흘리는 경우에 비하여, 1 차 정련후의 질소농도를 30 ppm 정도 낮출 수 있다는 것이 지견되었다. 특히 강중 산소농도가 높은 경우에 환원성 가스를 첨가하는 효과가 높지만, 저산소농도라도 효과는 인정된다.

환원성 가스의 효과는, 하기 기구에 의한 것으로 생각된다. 강중 산소는 계면활성 원소이며, 강중으로부터의 탈질소 반응ㆍ질소함유 가스로부터 강중으로의 흡질 반응을 모두 억제하고 있다고 생각된다. 여기서, 질소가스중에 환원성 가스를 적당한 비율로 혼합시킴으로써, 용강의 산소농도를 낮추지 않고 용강과 질소첨가 가스상과의 계면에서의 산소농도를 국소적으로 저하시킬 수 있고, 흡질 반응을 촉진시킬 수 있다. 또, 마랑고니 (Marangoni) 효과에 의한 가스-용강 계면 부근의 용강 유동 촉진효과도 흡질속도 향상에 기여하고 있는 것으로 생각된다. 환원성 가스는 질소함유 가스 블로우부 이외에서는 확산되므로, 다른 부분의 산소농도에는 눈에 띄는 저하는 없다.

용강 표면에 해당 가스를 불을 때에는, 특히 환원성 가스의 첨가에 의한 흡질 효율의 향상효과가 크다.

환원성 가스로는 상기 서술한 수소가스 외에, 프로판 등의 탄화수소가스나 일산화탄소 등을 사용해도 된다. 단, 일산화탄소나 탄화수소가스는 탄소를 함유하기 때문에 강중 탄소의 증가에 의한 탈탄 비용의 상승의 가능성이 있어, 수소가스 등의 탄소를 함유하지 않는 가스를 사용하는 것이 비용 등의 점에서 바람직하다.

진공탈탄정련의 종료후, 계속해서 진공 탈가스조내에서 강중 산소농도를 저하시키기 위해, 용강에 Al 탈산처리를 실시함과 동시에, 통상은 탈산의 말기에, 광석의 투입 등에 의해 최종 성분조정 (미세조정) 을 한다. 여기서 성분조정후의 N 농도를 0.0050 ∼ 0.0250 질량% 로 제어할 필요가 있는데, 그를 위해서는, Al 탈산의 시기에 있어서, 용강중에 질소함유 가스를 불어넣는 방법, 특히 RH 식 진공 탈가스 설비에서는 침지관으로부터 불어넣는 환류 가스로서 질소함유 가스를 불어넣는 수법이 유효하다. 질소함유 가스로는 질소가스, 또는 질소 및 아르곤의혼합가스를 사용하는 것이 바람직하고, 불어넣는 가스의 양은 질소가스 유량이 2 Nl/minㆍt 이상이 되는 조건으로 불어넣는 것이 바람직하다. 여기서 상기 기술한 바와 같이 환원성 가스를 혼합해도 되고, 가스의 블로우 방법도 침지관에 한정되지 않으며, 이미 서술한 방법에 의해도 된다.

또한, 이 때, 진공조내 압력을 2 ×10³Pa 이상으로 상승시켜 진공하의 용강욕면로부터의 탈질소를 억제하는 것이 유효하다. 도 6 에, 탈탄정련후의 질소농도와, 저진공도에서의 N₂가스 블로우 (질소가스 유량 : l0 N1/minㆍt) 20 분후의 질소농도와의 관계를 나타낸다. 상기 (l) 식 및 (2) 식에 의거하여 탈탄정련후 질소농도를 0.0060 질량% 이상으로 한 경우, Al 탈산시의 저진공 (그림에서는 1 ×10⁴Pa, 5 ×l0²Pa) 에서의 질소함유 가스 블로우에 의해, 질소농도를 높이는 것이 가능한데, 진공조내 압력이 2 ×10³Pa 보다 높은 쪽 (1 ×10⁴Pa) 이 질소농도 상승이 크고, 0.0100 ∼ 0.0120 질량% 이상을 비교적 용이하게 달성할 수 있다. 탈탄정련후 질소농도를 0.0100 질량% 이상으로 한 경우도 동일한 경향이 된다. 여기서 진공조내 압력의 상한은, 2.0 ×10⁴Pa 이하, 바람직하게는 l.5 ×l0⁴Pa 이하로 하는 것이, 조내 교반력 유지의 관점에서 바람직하다.

또한, 질소함유 가스 블로우와 함께, 또는 블로우 대신, 용강중의 C 농도가 0.0050 질량% 를 초과하지 않도록, [질량% C]/[질량% N] ≤0.l 과 C 함유량이 낮은 N-Mn 등의 질소함유 합금을 첨가함으로써, N 농도를 증가시키는 것도 유효하다.이 경우에 사용하는 질소함유 합금은 저가는 아니지만, 첨가량은 최소한으로 억제할 수 있기 때문에 비용상의 부담은 적다. 질소함유 합금을 이용하는 이점은 질소농도의 증가가 빠르다는 점으로, 특히 N 농도의 목표치가 0.0200 질량% 이상으로 높은 경우에 유효하다.

본 발명에서 제조하는 강은, 탄소, 질소, Al 외에는 특별히 한정할 필요는 없다. 단, 가공용 강판소재로는, 하기의 성분 범위로 성분조정하는 것이 바람직하며, Nb, B, Ti 의 1 종 이상을 첨가하는 것이 특히 바람직하다.

Nb 는 B 와의 복합 첨가에 의해, 열연 조직, 냉연 재결정 소둔 조직의 미세화에 유용함과 동시에, 고용 C 를 NbC 로서 고정하는 작용을 가지고 있다. Nb 량이 0.0050 질량% 에 미치지 않으면 그 효과는 충분하지 않고, 0.0500 질량% 를 초과하면 연성의 저하를 초래한다. 따라서, Nb 는 0.0050 ∼ 0.0500 질량%, 바람직하게는 0.0100 ∼ 0.0300 질량% 의 범위로 함유시키는 것이 좋다.

B 는, Nb 와 복합첨가함으로써, 열연 조직, 냉연 재결정 소둔 조직의 미세화에 유용한 것 외에, 내 2 차 가공 취성을 개선하는 작용을 가지고 있다. B 량이 0.0005 질량% 미만이면 그 효과는 작고, 0.0050 질량% 를 초과하면 주편의 가열단계에서 용체화하기 어려워진다. 따라서, B 는 0.0005 ∼ 0.0050 질량%, 바람직하게는 0.0005 ∼ 0.00l5 질량% 의 범위로 함유시키는 것이 좋다.

Ti 는, 특별히 첨가할 필요는 없지만, 조직 미세화의 관점에서 0.00l 질량% 이상을 첨가해도 된다. 단, (4) 식을 만족하기 위해 0.070 질량% 이하로 하는 것이 바람직하다. 또, 0.00l 질량% 미만의 Ti 가 불가피적 불순물로서 존재하는 경우가 있다.

그 외에, O 는 전산소량을 0.0070 질량% 초과하여 함유하면 슬래브중이나 강판중의 개재물이 증가하여, 여러 가지 표면 결함 등을 야기하기 때문에, Al 탈산처리를 충분히 실시하여, 전산소량을 0.0070 질량% 이하로 하는 것이 바람직하다.

또한 Si 는, 신장의 저하를 억제하여, 강도를 향상시키는 경우에 특히 첨가가 바람직한 성분이기는 하지만, 1.0 질량% 를 초과하면 표면 성상을 악화시켜, 연성의 저하를 초래하기 때문에, l.0 질량% 이하, 바람직하게는 0.5 질량% 이하가 좋다. 하한치를 한정할 필요는 없지만, 통상은 0.005 질량% 이상이 함유된다.

Mn 은, 강의 강화성분으로서 유용하지만, 2.0 질량% 를 초과하면 표면 성상의 악화나 연성의 저하를 초래하기 때문에, 2.0 질량% 이하가 좋다. 하한치는 특별히 한정되지 않지만, 상기와 같이 유용한 원소이기 때문에, 통상은 특별히 저감하는 처리는 실시하지 않고, 0.05 질량% 이상 함유된다.

기타, 강화 원소로서 Mo, Cu, Ni, Cr 등을 각 2.0 질량% 이하, V, Zr, P 등을 각 0.l 질량% 이하 첨가해도 된다. 단, P 는 첨가하지 않아도 불가피적 불순물로서 약 0.03 질량% 이하 존재하는 경우가 많다. 또한, Cr 의 첨가는 고질소화에는 유리하게 작용하지만, 얻어지는 강판의 가공성의 관점에서는 0.3% 이하로 하는 것이 바람직하다. 그 밖의 불가피적 불순물로서 S 가 0.04 질량% 이하 함유되어 있어도 된다.

성분조정된 용강은, 연속주조 설비로 압연소재 (주편) 가 된다. 연속주조 조건은 통상의 방법에 따르면 되고, 특별히 한정되는 것이 아니다. 즉, 주지의 수직 굽힘형 연속주조기, 수직형 연속주조기 또는 만곡형 연속주조기를 사용하여, 용강을 100 ∼ 300 mm 두께, 900 ∼ 2000 mm 폭 정도의 사이즈의 슬래브로 주조한다. 필요에 따라, 주조 직후의 슬래브를 폭 프레스, 폭 단압 등의 방법으로 원하는 폭으로 조정해도 관계없다.

주편은 정법에 의해 열간압연되어 열연강판이 된다. 필요에 따라 열연판 소둔을 실시해도 된다. 열연강판을 최종 제품으로 해도 되지만, 냉간압연 및 재결정 온도 이상에서의 소둔을 더 실시하여 냉간압연판으로 하는 것이 바람직하다. 또한, 여기에 적절히 표면처리를 실시해도 된다.

실시예

발명예 1

250 t 의 용선에 전로에서의 1 차 탈탄정련을 실시하고, C 농도를 0.0300 질량% 까지 저하하였다. 그 때의 용강 N 농도는 0.0040 질량%, Mn 농도는 0.07 질량% 였다. 그 후, 전로로부터의 출강시의 레이들내에 N-Mn 합금 (C : 1.5 질량%, Mn : 73 질량%, N: 5 질량%) 을 5 kg/t 로 첨가하고, 레이들내의 용강의 N 농도를 0.0140 질량% 까지 증가시켰다. 그 때의 C 농도는 0.0400 질량%, Mn 농도는 0.40 질량% 로 증가하였다.

이 용강을 극저 탄소강까지 탈탄처리를 하기 위해, RH 식 진공 탈가스 설비로 진공탈탄처리에 의해 2 차 탈탄정련을 실시하였다. 2 차 탈탄정련전의 [질량% N] - 0.l5[질량% C] 은 0.0080 질량% 로, 0.0060 질량% 이상을 확보하였다.진공탈탄처리시의 진공조내의 압력은 1 ×10²PA, 처리전의 용존산소농도는 0.0520 질량% 이며, 침지관으로부터의 환류가스에는 질소가스를 사용하여, 가스 유량 3000 Nl/min (즉 용강 톤당 12 Nl/minㆍt) 로 불어넣었다. 진공탈탄처리중의 용존산소농도는, 진공조내의 랜스로부터 산소가스를 상취함으로써, 통상의 0.0350 질량% 이상을 유지하였다. 20분의 진공탈탄처리후, C 농도는 0.0020 질량% 까지 저하되고, 또한 N 농도는 0.0100 질량% 로 저하되었다. 진공탈탄처리중의 ΔN/ΔC 는 0.105 로, 0.15 보다 작다. 또한, 용존산소농도는 0.0380 질량% 였다.

그 후, 진공조내의 압력을 1 ×10⁴Pa 까지 상승시킨 후, 이 용강에 Al 을 0.8 kg/t 첨가하여 탈산하였다. 탈산후의 Al 농도는 0.0l5 질량% 였다. 계속해서, 침지관으로부터의 환류가스로서 질소가스를 3000 Nl/min (즉, 용강 톤당 12 Nl/minㆍt) 으로 불어넣었다. Al 첨가 5 분후에 저 C 의 N-Mn 합금 (C : 0.2 질량%, Mn : 80 질량%, N : 8 질량%) 을 3 kg/t 첨가하였다. 그 후, FeNb 를 0.06 kg/t, FeB 를 0.007 kg/t 첨가하였다. 또, Ti 와 Si 는 특별히 첨가하지 않고, Mn 은 Met.Mn 을 4.0 kg/t 첨가하였다.

Al 탈산후 15 분에서 RH 킬드 처리를 종료하였다. 종료시의 N 농도는 0.0150 질량% 로 증가하였다. 또한, C 농도는 0.0030 질량%, Al 농도는 0.010 질량% 였다. [질량% Al]ㆍ[질량% N] 는 0.00015 로, 0.0004 보다 작은 값이 얻어졌다. Nb 는 0.0050 질량%, B 는 0.0005 질량%, Ti 는 0.00l질량%, Si 는 0.0l질량%, Mn 은 1.0 질량% 였다. 이들 성분에서 구한 0.0030 + 14/27[질량%Al] + 14/93[질량% Nb] + 14/l1[질량% B] + 14/48[질량% Ti] 의 값은 0.0l02 질량% 이기 때문에, 정련후의 N 농도는 이 값 이상이 되었다. 이 외의 강성분은, P 가 0.0l0 질량%, S 가 0.010 질량%, 및 기타 불가피적 불순물이었다.

표 1 에 주요 제조조건 및 결과를 기재하였다.

이 용강을 수직 굽힘형 연속주조기에 의해 연속주조하여 슬래브로 하고, 이 슬래브를 슬래브 가열로로 1150 ℃ 로 가열한 후, 연속 열간압연 설비로 판두께 3.5 mm 의 열연판에 열간압연 (마무리 온도 : 920 ℃, 압연후 냉각속도 : 55 ℃/s, 권취온도 : 600 ℃) 하여 핫코일로 하였다. 이 핫코일을 냉간압연 설비로써 판두께 0.7 mm 까지 냉간압연 (압하율 80%) 한 후, 연속 소둔 라인으로 재결정 소둔 (승온속도 : l5 ℃/s, 온도 : 840 ℃) 하고, 그 후 압하율 l.0% 의 조질 압연을 실시하였다.

이렇게 하여 얻어진 강판 (조질 압연재) 에 대해 인장시험을 실시하였다. 또한 상기 강판에 10% 의 인장 변형을 부여하여 120℃-20분의 시효열처리를 실시한 강판 (시효처리재) 에 대해서도 동일하게 인장시험을 실시하였다. 두 시험으로부터, 시효처리재의 인장강도 (TS2) 와 조질 압연재의 인장강도 (TS1) 의 차이 ΔTS = TS2 - TS1 를 구하여 시효경화량으로 하였다. 그 결과, ΔTS = 100 MPa 라는 큰 시효경화량이 얻어졌다. 또한, 슬래브, 시트 바아의 단계에서는, 표면 크랙이 없고, 냉연강판의 표면 품질도 양호하였다.

발명예 2

250 t 의 용선에 전로에서의 1 차 탈탄정련을 실시하고, C 농도를 0.0300 질량% 까지 저하하였다. 그 때의 용강 N 농도는 0.0040 질량% 및 Mn 농도는 0.07 질량% 였다. 그 후, 전로로부터의 출강시에 래들내에 N-Mn 합금 (C : 1.5 질량%, Mn : 73 질량%, N : 5 질량%) 을 5 kg/t 로 첨가하고, 레이들내의 용강의 N 농도를 0.0165 질량% 까지 증가시켰다. 그 때의 C 농도는 0.0300 질량% 및 Mn농도는 0.40 질량% 로 증가하였다.

이 용강을 극저 탄소강까지 탈탄처리를 행하기 위해, RH 식 진공 탈가스 설비로 2 차 탈탄정련을 실시하였다. 2 차 탈탄정련전의 [질량% N] - 0.15[질량% C] 는 0.0l20 질량% 로, 0.0100 질량% 이상을 확보하였다. 진공탈탄처리시의 진공조내의 압력은 l ×10²Pa, 처리전의 용존산소농도는 0.0480 질량% 로, 침지관으로부터의 환류가스에는 질소가스를 사용하여, 가스 유량 3000 Nl/min 으로 불어넣었다. 진공탈탄처리중의 용존산소농도는, 진공조내의 랜스로부터 산소가스를 상취함으로써 통상 0.0350 질량% 이상을 유지하였다. 20 분의 진공탈탄처리후, C 농도는 0.0020 질량% 까지 저하하고, 또한 N 농도는 0.0l30 질량% 로 저하되었다. 진공탈탄처리중의 ΔN/ΔC 는 0.l25 로, 0.15 보다 작다. 또한, 용존산소농도는 0.0380 질량% 였다.

그 후, 진공조내의 압력을 1 ×10⁴Pa 까지 상승한 후, 이 용강에 Al 을 0.8 kg/t 첨가하여 탈산하였다. 탈산후의 Al 농도는 0.012 질량% 였다. 계속해서, 침지관으로부터의 환류가스로서 질소가스를 3000 Nl/min 불어넣었다. Al 첨가의 5 분후에 저 C 의 N-Mn 합금 (C : 0.2 질량%, Mn : 80 질량%, N: 8 질량%) 을 2 kg/t 첨가하였다. Al 탈산후 l5 분에서 RH 킬드 처리를 종료하였다. 종료시의 질소농도는 0.0160 질량% 로 증가하였다. 또한, C 농도는 0.0030 질량%, Al 농도는 0.010 질량% 였다. [질량% Al]ㆍ[질량% N] 은 0.00016 이며, 0.0004 보다 작은 값이 얻어졌다.

표 1 에 주요인 제조조건 및 결과를 기재하였다.

그 밖의 용제후 강성분은, P 가 0.010 질량%, S 가 0.010%, 및 기타 불가피적 불순물이었다. 또, 본 강에는 Nb, B, Ti 는 첨가하지 않았지만 불가피적 불순물로서 미량 함유되어 있다.

얻어진 용강을 연속주조에 사용하여, 슬래브, 시트 바아로 한 결과, 표면 크랙도 없고 양호한 주편이 얻어졌다. 또한, 발명예 1 과 동일한 처리에 의해 얻어진 냉연 코일의 표면 품질도 양호 (표면 결함율 : 0.15 개/1000 m 이하) 하고, 목적으로 하는 시효성도 얻을 수 있었다.

발명예 3

표 2 및 표 3 에 나타내는 여러 조건으로, 1 차 정련-RH 알루미늄 킬드 처리 (2 차 정련-탈산-성분조정) 를 실시하였다. 1 차 정련중에 투입된 질소함유 가스의 양은, 질소가스 : l Nm³/t 였다. 또, 이들의 강 (용제후) 에 있어서, 표에 기재된 이외의 주요성분의 범위는, P : 0.005∼0.025 질량%, S : 0.005∼0.025 질량% 이고, 나머지는 불가피적 불순물이었다.

본 발명의 요건을 만족한 제조방법에 의한 강은 모두 슬래브, 시트 바아를 제조할 때, 표면 크랙도 없고 양호한 주편이 얻어졌다. 또한, 이들 발명 강에 발명예 1 과 동일한 처리를 실시한 냉연강판 코일의 표면 품질도 양호 (표면 결함율 : 0.15 개/1000 m 이하) 였다. 이 냉연강판의 시효경화성도, 발명예 1 과 동일한 측정방법으로 ΔTS : 60 ∼ 110 MPa (발명예 3-1, 2, 3, 5 에 대해서는 80 Mpa 이상) 를 얻을 수 있었다.

비교예 1

250 t 의 용선에 전로에서의 1 차 탈탄정련을 실시하고, C 농도를 0.0300 질량% 까지 저하하였다. 그 때의 용강 N 농도는 0.0040 질량% 및 Mn 농도는 0.07 질량% 였다. 그 후, 전로로부터의 출강시에 래들내에 N-Mn 합금 (C : 1.5 질량%, Mn : 73 질량%, N : 5 질량%) 을 5 kg/t 으로 첨가하고, 레이들내의 용강의 N 농도를 0.0140 질량% 까지 증가시켰다. 그 때의 C 농도는 0.0400 질량% 및 Mn 농도는 0.40 질량% 로 증가하였다.

이 용강을 극저 탄소강까지 탈탄처리를 하기 위해, RH 식 진공 탈가스 설비로 2 차 탈탄정련하였다. 2 차 탈탄정련전의 [질량% N] - 0.15[질량% C] 는 0.0080 질량% 로, 0.0060 질량% 이상을 확보하였다. 2 차 탈탄정련시의 진공조내의 압력은 1 ×l0²pa, 처리전의 용존산소농도는 0.0280 질량% 이며, 침지관으로부터의 환류가스에는 질소가스를 사용하여, 가스 유량 3000 Nl/min (12 Nl/minㆍt) 로 불어넣었다. 2 차 탈탄정련중의 용존산소농도는, 도중 0.0300 질량% 를 밑돌았다. 20 분의 2 차 탈탄정련후, C 농도는 0.0020 질량% 까지 저하하고, 또한 N 농도는 0.0040 질량% 로 저하하였다. 진공탈탄처리중의 ΔN/ΔC 는 0.263 으로, 0.15 보다 큰 값이었다. 또한, 용존산소농도는 0.0263 질량% 였다.

그 후, 진공조내의 압력을 1 ×10⁴Pa 까지 상승시킨 후, 이 용강에 Al 을 0.8 kg/t 첨가하여 탈산하였다. 탈산후의 Al 농도는 0.015 질량% 였다. 침지관으로부터의 환류가스는 계속해서 질소가스를 3000 Nl/min (12 Nl/minㆍt) 으로 불어넣었다. Al 첨가후 5 분에 저 C 의 N-Mn 합금 (C : 0.2 질량%, Mn : 80 질량%, N : 8 질량%) 을 2 kg/t 첨가하였다. 그 후, FeNb 를 0.06 kg/t, FeB 를 0.007 kg/t 첨가하였다. 또, Ti 및 Si 는 특별히 첨가하지 않고, Mn 은 Met.Mn 을 4.0 kg/t 첨가하였다.

Al 탈산후 15 분에서 RH 킬드 처리를 종료하였다. 종료시의 N 농도는 0.0090 질량% 로 증가하였다. 또한, C 농도는 0.0030 질량%, Al 농도는 0.0100 질량% 였다. [질량% Al]ㆍ[질량% N] 는 0.00009 였다. Nb 는 0.0050 질량%, B 는 0.0005 질량%, Ti 는 0.002 질량%, Si 는 0.0l질량%, Mn 은 l.0 질량% 였다. 이들 성분으로부터 구한 0.0030 + 14/27[질량% Al] + 14/93[질량% Nb] + 14/11[질량% B] + 14/48[질량% Ti] 의 값은 0.0102 질량% 이기 때문에, 정련후의 N 농도는 이 값 이상으로 할 수 없었다. 또, 말할 필요도 없이 0.0120 질량% 의 N 농도도 얻어지지 않았다.

표 1 에 주요한 제조조건 및 결과를 기재하였다. 기타 용제후 강성분은,P 가 0.010 질량%, S 가 0.0l0% 및 그 밖의 불가피적 불순물이었다.

이 용강을 수직 굽힘형 연속주조기에 의해 연속주조하여 슬래브로 하고, 이 슬래브를 슬래브 가열로로 l150 ℃ 로 가열한 후, 연속 열간압연 설비로써 판두께 3.5 mm 의 열연판에 열간압연 (마무리 온도 : 920 ℃, 압연후 냉각속도: 55 ℃/s, 권취온도 : 600 ℃) 하여 핫코일로 하였다. 이 핫코일을 냉간압연 설비로써 판두께 0.7 mm 까지 냉간압연 (압하율 80%) 한 후, 연속 소둔 라인으로써 재결정 소둔 (승온속도 : 15 ℃/s, 온도: 840 ℃) 하고, 그 후 압하율 1.0% 의 조질 압연을 실시하였다.

이렇게 하여 얻어진 강판 (조질 압연재) 에 대해 인장시험을 실시하였다. 또한 상기 강판에 10% 의 인장변형을 부여하여 120℃-20분의 시효열처리를 실시한 강판 (시효처리재) 에 대해서도 동일하게 인장시험을 실시하였다. 두 시험으로부터, 시효처리재의 인장강도 (TS2) 와 조질 압연재의 인장강도 (TS1) 의 차이 ΔTS = TS2 - TS1 을 구하여 시효경화량으로 하였다. 그 결과, ΔTS = 5MPa 으로 매우 작은 시효경화량밖에 얻어지지 않았다.

비교예 2

표 4 에 나타내는 여러 조건으로, 1 차 정련-RH 알루미늄 킬드 처리 (2 차 정련-탈산-성분조정) 를 실시하였다. 또, 표 2 에 기재된 이외의 강성분은, 발명예 3 의 경우와 동일하였다.

Al 탈산이 부족하며 전산소량이 높은 비교예 2-5, 및 %Al ×%N (=[질량% Al]ㆍ[질량% N]) 이 0.0004 를 초과한 비교예 2-4 는, 모두 슬래브나 냉간압연 강판 등에서 표면 결함이 발생하였다.

비교예 2-1, 2-2 는 제조조건이 적합한 범위에 없기 때문에, 탈탄처리기의 시간을 길게 확보하더라도, 정련후의 N 농도는 0.0030 + 14/27[질량% Al] + 14/93[질량% Nb] + 14/11[질량% B] + 14/48[질량% Ti] 의 값 이상이 될 수 없고, 또한 0.0l20 질량% 의 N 농도도 얻어지지 않았다. 또한, 비교예 2-4 도 탈산기도 산소농도가 높기 때문에, 상기 고용 N 식을 만족할 수 없고, 0.0120 질량% 의 N 농도도 얻어지지 않았다. 또한, 비교예 2-5 는 Al 에 의한 강중 N 의 소비가 크고, 상기 고용 N 식을 만족할 수 없었다. 이들 강에서 얻어진 냉연강판의 시효경화성은 ΔTS : 60 MPa 를 크게 하회하였다.

비교예 2-3 은 N 농도는 높지만, 탈산처리시에 첨가한 N-Mn 합금에 저탄소가 아닌 것을 사용하였기 때문에, 원하는 극저 탄소농도가 얻어지지 않고, 자동차 부품용에 프레스 가공하기 위해서는 가공성이 불충분하였다.

산업상이용가능성

이상 설명한 바와 같이, 본 발명의 방법에 의해 얻어지는 강을 연속주조한 압연용 소재는, 압연하여 얻어지는 강판 (냉연강판) 의 시효경화성에 우수하고, 또한 표면 결함이 적은 극저 탄소, 또한 고질소의 냉연강판이 되고, 예컨대 자동차용 구조 부품에 최적인 재료를 제공할 수 있다. 또한, 종래 제안되어 있는 고질소강의 제조법으로 극저 탄소강의 제조를 시도한 경우에 비교하여, 확실하고 또한 저비용이며 고생산성을 얻을 수 있다.

Claims

C ≤0.0050 질량% 의 극저 탄소강판용 압연소재를 제조함에 있어서,

고로로부터의 용선에 1 차 탈탄정련을 실시함과 동시에, 1 차 탈탄정련후의 용강성분을 하기 (1) 식:

[질량% N] - 0.15[질량% C] ≥0.0060 ----(1)

을 만족하는 범위로 조정하고,

이어서 진공 탈가스 설비에 있어서, 하기 (2) 식:

ΔN/ΔC ≤0.15 ----(2)

(여기서,

ΔN : 2 차 탈탄정련중의 강중 N 농도의 저하량 (질량%)

ΔC : 2 차 탈탄정련중의 강중 C 농도의 저하량 (질량%))

을 만족하도록 C ≤0.0050 질량% 의 극저 탄소농도 영역까지의 2 차 탈탄정련을 행하고,

그 후, 탈산처리후의 Al ≥0.005 질량% 가 되도록 Al 에 의한 탈산을 행함과 동시에, Al 농도 및 N 농도가 하기 (3) 식:

[질량% Al]ㆍ[질량% N] ≤0.0004 ----(3)

을 만족하고, N 농도가 N : 0.0050 ∼ 0.0250 질량% 이며, 또한 하기 (4) 식:

[질량% N] ≥0.0030 + 14/27[질량% Al] + 14/93[질량% Nb] + 14/11[질량% B] + 14/48[질량% Ti] ---(4)

(단, Nb 를 함유하지 않는 강에 있어서는 [질량% Nb] = 0

B 를 함유하지 않는 강에 있어서는 [질량% B] = 0

Ti 를 함유하지 않는 강에 있어서는 [질량% Ti] = 0)

또는 N ≥0.0l20 질량% 를 만족하도록 성분 조정하고,

이어서 성분조정한 용강을 연속 주조하는 것을 특징으로 하는 고질소 극저 탄소강의 제조방법.
제 1 항에 있어서, 상기 성분조정에 있어서, N 농도가 하기 (4) 식:

[질량% N] ≥0.0030 + 14/27[질량% Al] + 14/93[질량% Nb] + 14/11[질량% B] + 14/48[질량% Ti] ----(4)

(단, Nb 를 함유하지 않는 강에 있어서는 [질량% Nb] = 0

B 를 함유하지 않는 강에 있어서는 [질량% B] = 0

Ti 를 함유하지 않는 강에 있어서는 [질량% Ti] = 0)

을 만족하도록 성분조정하는 것을 특징으로 하는 고질소 극저 탄소강의 제조방법.
제 1 항에 있어서, 상기 성분조정에 있어서, N 농도가 0.0120 질량% 이상이 되도록 성분조정하는 것을 특징으로 하는 고질소 극저 탄소강의 제조방법.
제 1 항에 있어서, 상기 1 차 탈탄정련후의 용강성분을 N ≥0.0080 질량% 로 조정하는 것을 특징으로 하는 고질소 극저 탄소강의 제조방법.
제 1 항에 있어서, 상기 1 차 탈탄정련후의 용강성분을 하기 (5) 식:

[질량% N] - 0.15[질량% C] ≥0.0100 ----(5)

을 만족하는 범위로 조정하는 것을 특징으로 하는 고질소 극저 탄소강의 제조방법.
제 1 항에 있어서, 상기 2 차 탈탄정련시에, 질소가스를 함유하는 가스를 용강중에 불어넣는 것을 특징으로 하는 고질소 극저 탄소강의 제조방법.
제 6 항에 있어서, 상기 질소가스를 함유하는 가스를, 질소가스 유량 : 2 Nl/minㆍt 이상으로 용강중에 불어넣음으로써, ΔN/ΔC ≤0.15 로 하는 것을 특징으로 하는 고질소 극저 탄소강의 제조방법.
제 6 항에 있어서, 상기 질소가스를 함유하는 가스가, 환원성 가스를 더 함유하는 것을 특징으로 하는 고질소 극저 탄소강의 제조방법.
제 8 항에 있어서, 상기 환원성 가스가 상기 질소가스를 함유하는 가스의 5 ∼ 50 체적% (상온ㆍ상압) 인 것을 특징으로 하는 고질소 극저 탄소강판용 압연소재의 제조방법.
제 1 항에 있어서, 상기 2 차 탈탄정련중에, 용강중 산소농도를 0.0300질량% 이상으로 조정함으로써, ΔN/ΔC ≤0.15 로 하는 것을 특징으로 하는 고질소 극저 탄소강의 제조방법.
제 1 항에 있어서, 1 차 탈탄정련후, 2 차 탈탄정련전의 용강에 N 함유 합금을 첨가함으로써 1 차 탈탄정련후의 용강성분을 조정하는 것을 특징으로 하는 고질소 극저 탄소강의 제조방법.
제 1 항에 있어서, 1 차 탈탄정련시에 질소가스를 함유하는 가스를 불어넣고, 1 차 탈탄정련후의 용강성분을 조정하는 것을 특징으로 하는 고질소 극저 탄소강의 제조방법.
제 1 항에 있어서, 2 차 탈탄정련후의 진공 탈가스 설비에서의 Al 에 의한 탈산중에, 질소가스를 함유하는 가스를, 질소가스 유량 : 2 Nl/minㆍt 이상으로 용강중에 불어넣음으로써, N 농도를 제어하는 것을 특징으로 하는 고질소 극저 탄소강의 제조방법.
제 13 항에 있어서, 상기 질소가스를 함유하는 가스가, 환원성 가스를 더 함유하는 것을 특징으로 하는 고질소 극저 탄소강의 제조방법.
제 1 항에 있어서, 2 차 탈탄정련후의 진공 탈가스 설비에서의 Al 에 의한탈산시의 진공조내 압력을 2 ×10³Pa 이상으로 조정하여 N 농도의 저하를 억제하는 것을 특징으로 하는 고질소 극저 탄소강의 제조방법.
제 1 항에 있어서, 2 차 탈탄정련후의 진공 탈가스 설비에서의 Al 에 의한 탈산시에, [질량% C)]/[질량% N] ≤0.l 인 N 함유 합금을 용강중에 첨가하여 N 농도를 제어하는 것을 특징으로 하는 고질소 극저 탄소강의 제조방법.
제 1 항에 있어서, 성분조정한 용제처리후의 용강의 조성이, Si : l.0 질량% 이하, Mn : 2.0 질량% 이하, 전산소농도 : 0.0070 질량% 이며, Nb : 0.0050 ∼ 0.0500 질량%, B : 0.0005 ∼ 0.0050 질량%, 및 Ti : 0.070 질량% 이하인 1 종 또는 2 종 이상을 함유하고, 잔부는 실질적으로 Fe 인 것을 특징으로 하는 고질소 극저 탄소강의 제조방법.
제 1 항에 있어서, 상기 고질소 극저 탄소강이, 시효경화성이 높은 극저 탄소강판용의 압연소재인 것을 특징으로 하는 고질소 극저 탄소강의 제조방법.
C ≤0.0050 질량% 의 극저 탄소강판용 압연소재를 제조함에 있어서,

고로로부터의 용선에 1 차 탈탄정련을 실시한 후,

N 함유 합금을 첨가하여 용강성분을 하기 (5) 식:

[질량% N] - 0.15[질량% C] ≥0.0100 ----(5)

을 만족하는 범위로 조정하고,

이어서 진공 탈가스 설비에 있어서, 용강중 산소농도를 0.0300 질량% 이상으로 하며 질소가스를 함유하는 가스를, 질소가스 유량 : 2 Nl/minㆍt 이상으로 용강중에 불어넣으면서, 하기 (2) 식:

ΔN/ΔC ≤0.15 ----(2)

(여기서,

ΔN : 2 차 탈탄정련중의 강중 N 농도의 저하량 (질량%)

ΔC : 2 차 탈탄정련중의 강중 C 농도의 저하량 (질량%))

을 만족하도록 C ≤0.0050 질량% 의 극저 탄소농도 영역까지의 2 차 탈탄정련을 행하고,

그 후, 탈산후의 Al ≥0.005 질량% 가 되도록 Al 에 의한 탈산을 행하면서, 진공조내 압력을 2 ×10³Pa 이상으로 하며 질소가스를 함유하는 가스를, 질소가스 유량 : 2 Nl/minㆍt 이상으로 용강중에 불어넣고,

필요에 따라 [질량% C]/[질량% N] ≤0.1 인 N 함유 합금을 용강중에 첨가하여,

Al 농도 및 N 농도가 하기 (3) 식:

[질량% Al]ㆍ[질량% N] ≤0.0004 ----(3)

을 만족하고, N 농도가 N : 0.0050 ∼ 0.0250 질량% 이며, 또한 하기 (4) 식:

[질량% N] ≥0.0030 + 14/27[질량% Al] + 14/93[질량% Nb] + 14/11[질량% B] + 14/48[질량% Ti] ---(4)

(단, Nb 를 함유하지 않는 강에 있어서는 [질량% Nb] = 0

B 를 함유하지 않는 강에 있어서는 [질량% B] = 0

Ti 를 함유하지 않는 강에 있어서는 [질량% Ti] = 0)

또는 N ≥0.0120 질량% 를 만족하도록 성분조정하고,

이어서, 성분조정한 용강을 연속 주조하는 것을 특징으로 하는 고질소 극저 탄소강의 제조방법.