KR20120121802A

KR20120121802A - 열연강판 및 그 제조 방법

Info

Publication number: KR20120121802A
Application number: KR1020110039831A
Authority: KR
Inventors: 박철봉; 문준오; 육완
Original assignee: 현대제철 주식회사
Priority date: 2011-04-27
Filing date: 2011-04-27
Publication date: 2012-11-06

Abstract

본 발명은 인장강도 : 600 MPa 이상 및 항복강도 : 555 MPa 급의 우수한 기계적 물성을 확보함과 더불어 제조비용을 절감할 수 있는 열연강판 및 그 제조 방법에 관한 것이다.
본 발명에 따른 열연강판 제조 방법은 탄소(C) : 0.045 ~ 0.055 중량%, 실리콘(Si) : 0.15 ~ 0.25 중량%, 망간(Mn) : 1.1 ~ 1.3 중량%, 몰리브덴(Mo) : 0.01 중량% 이하, 니켈(Ni) : 0.01 중량% 이하, 니오븀(Nb) : 0.04 ~ 0.05 중량%, 티타늄(Ti) : 0.003 중량% 이하, 바나듐(V) : 0.05 ~ 0.06 중량% 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어지는 슬라브 판재를 재가열하는 슬라브 재가열 단계; 상기 재가열된 판재를 FDT(Finishing Delivery Temperature) : 800℃ ~ 840℃로 마무리 압연하는 열간압연 단계; 상기 마무리 압연된 판재를 냉각하는 냉각 단계; 및 상기 냉각된 판재를 CT(Coiling Temperature) : 580 ~ 620℃에서 권취하는 권취 단계;를 포함하는 것을 특징으로 한다.

Description

열연강판 및 그 제조 방법{HOT-ROLLED STEEL SHEET AND METHOD OF MANUFACTURING THE HOT-ROLLED STEEL SHEET}

본 발명은 열연강판 및 그 제조 방법에 관한 것으로, 보다 상세하게는 인장강도 : 600 MPa 이상 및 항복강도 : 555 MPa 급의 우수한 기계적 물성을 확보함과 더불어 제조비용을 절감할 수 있는 열연강판 및 그 제조 방법에 관한 것이다.

유정용 강관은 석유나 가스의 시추를 위하여 사용되는 강관이다. 이러한 유정용 강관은 통상 열연강판을 조관하여 제조하고 있다.

일반적으로 열연강판은 슬라브 재가열(slab reheating) 과정, 열간압연(hot-rolling) 과정, 냉각(cooling) 과정 및 권취(coiling) 과정을 통하여 제조된다.

슬라브 재가열 과정에서는 반제품 상태인 슬라브(slab) 판재를 재가열한다.

열간압연 과정에서는 압연롤을 이용하여 고온에서 슬라브 판재를 최종 두께로 압연한다.

냉각 과정에서는 압연이 마무리된 판재를 냉각한다.

권취 과정에서는 냉각된 판재를 권취 온도(Coiling Temperature : CT)에서 권취한다.

본 발명의 목적은 합금 성분 조절 및 열연공정 조건 제어를 통하여 인장강도 : 600 MPa 이상 및 항복강도 : 555 MPa 급의 우수한 기계적 물성을 확보함과 더불어 제조비용을 절감할 수 있는 열연강판 제조 방법을 제공하는 것이다.

본 발명의 다른 목적은 상기 제조 방법으로 제조되는 열연강판을 제공하는 것이다.

상기 하나의 목적을 달성하기 위한 본 발명의 실시예에 따른 열연강판 제조 방법은 탄소(C) : 0.045 ~ 0.055 중량%, 실리콘(Si) : 0.15 ~ 0.25 중량%, 망간(Mn) : 1.1 ~ 1.3 중량%, 몰리브덴(Mo) : 0.01 중량% 이하, 니켈(Ni) : 0.01 중량% 이하, 니오븀(Nb) : 0.04 ~ 0.05 중량%, 티타늄(Ti) : 0.003 중량% 이하, 바나듐(V) : 0.05 ~ 0.06 중량% 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어지는 슬라브 판재를 재가열하는 슬라브 재가열 단계; 상기 재가열된 판재를 FDT(Finishing Delivery Temperature) : 800℃ ~ 840℃로 마무리 압연하는 열간압연 단계; 상기 마무리 압연된 판재를 냉각하는 냉각 단계; 및 상기 냉각된 판재를 CT(Coiling Temperature) : 580 ~ 620℃에서 권취하는 권취 단계;를 포함하는 것을 특징으로 한다.

상기 다른 목적을 달성하기 위한 본 발명의 실시예에 따른 열연강판은 탄소(C) : 0.045 ~ 0.055 중량%, 실리콘(Si) : 0.15 ~ 0.25 중량%, 망간(Mn) : 1.1 ~ 1.3 중량%, 몰리브덴(Mo) : 0.01 중량% 이하, 니켈(Ni) : 0.01 중량% 이하, 니오븀(Nb) : 0.04 ~ 0.05 중량%, 티타늄(Ti) : 0.003 중량% 이하, 바나듐(V) : 0.05 ~ 0.06 중량% 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어지며, 결정립의 평균 직경이 5 ~ 7㎛인 페라이트 기지의 미세 조직을 갖는 것을 특징으로 한다.

본 발명에 따른 열연강판은 합금원소 첨가량을 줄여 원가를 절감하는 대신, 전단부 수냉 구간에서의 냉각 주수량을 증가시키는 것을 통하여 API 5L X80(인장강도 : 600 MPa 이상 및 항복강도 : 555 MPa 이상) 규격을 만족시킬 수 있다.

도 1은 본 발명의 실시예에 따른 열연강판 제조 방법을 개략적으로 나타낸 순서도이다.
도 2는 비교예 2 및 실시예 1에 적용되는 가속냉각 과정을 나타낸 모식도이다.
도 3은 실시예 1에 따른 방법으로 제조된 열연 시편의 미세조직 사진이다.
도 4는 비교예 1에 따른 방법으로 제조된 열연 시편의 미세조직 사진이다.

본 발명의 이점 및 특징, 그리고 그것들을 달성하는 방법은 첨부되는 도면과 함께 상세하게 후술되어 있는 실시예들을 참조하면 명확해질 것이다. 그러나, 본 발명은 이하에서 개시되는 실시예들에 한정되는 것이 아니라 서로 다른 다양한 형태로 구현될 것이며, 단지 본 실시예들은 본 발명의 개시가 완전하도록 하며, 본 발명이 속하는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 자에게 발명의 범주를 완전하게 알려주기 위해 제공되는 것이며, 본 발명은 청구항의 범주에 의해 정의될 뿐이다. 명세서 전체에 걸쳐 동일 참조 부호는 동일 구성요소를 지칭한다.

이하 첨부된 도면을 참조하여 본 발명의 바람직한 실시예에 따른 열연강판 및 그 제조 방법에 관하여 상세히 설명하면 다음과 같다.

열연강판

본 발명에 따른 열연강판은 합금 원소 첨가량을 줄여 원가를 절감하는 대신, 전단부 수냉 구간에서의 냉각 주수량을 증가시키는 것을 통하여 미국석유협회(American Petroleum Institute : API)에서 규정한 API 5L X80(인장강도 : 600 MPa 이상 및 항복강도 : 555 MPa 이상) 규격을 만족하는 것을 목표로 한다.

이를 위하여, 본 발명에 따른 열연강판은 탄소(C) : 0.045 ~ 0.055 중량%, 실리콘(Si) : 0.15 ~ 0.25 중량%, 망간(Mn) : 1.1 ~ 1.3 중량%, 몰리브덴(Mo) : 0.01 중량% 이하, 니켈(Ni) : 0.01 중량% 이하, 니오븀(Nb) : 0.04 ~ 0.05 중량%, 티타늄(Ti) : 0.003 중량% 이하, 바나듐(V) : 0.05 ~ 0.06 중량% 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어지며, 결정립의 평균 직경이 5 ~ 7㎛인 페라이트 기지의 미세 조직을 가질 수 있다.

이하, 본 발명에 따른 열연강판에 포함되는 각 성분의 역할 및 그 함량에 대하여 설명하면 다음과 같다.

탄소(C)

탄소(C)는 강도를 확보하기 위하여 첨가되며, 용접성에 가장 큰 영향을 미치는 원소이다. 이때, 탄소 이외의 합금원소의 영향은 탄소가 등가로 환산된 탄소당량(carbon equivalent : CEQ)으로 표시될 수 있다.

상기 탄소는 본 발명에 따른 열연강판 전체 중량의 0.045 ~ 0.055 중량%로 첨가되는 것이 바람직하다.

만일, 탄소의 함량이 0.045 중량% 미만일 경우에는 충분한 강도를 확보하는 데 어려움이 따를 수 있다. 반대로, 탄소의 함량이 0.055 중량%를 초과할 경우에는 인성 저하를 야기할 수 있으며, 전기저항용접(ERW)시 용접성의 저하를 가져오는 문제점이 있다.

한편, 본 발명에 따른 열연강판은 하기 수학식 1을 만족하는 범위에서 탄소(C), 망간(Mn), 몰리브덴(Mo), 바나듐(V) 및 니켈(Ni)을 포함하는 것이 바람직하다.

이는 강관 제조를 위한 전기저항용접(ERW)시,

수학식 1 : [C] + [Mn]/6 + ([Mo] + [V])/5 + [Ni]/15] ≤ 0.265

(여기서, [ ]는 각 원소의 중량%)로 탄소 함량이 일정 범위 내에 들어야 용접부 균열 발생이 현저히 감소하기 때문이다.

실리콘(Si)

실리콘(Si)은 강 중의 산소를 제거하기 위한 탈산제의 기능 및 고용강화를 위해 첨가된다.

상기 실리콘은 본 발명에 따른 열연강판 전체 중량의 0.15 ~ 0.25 중량%의 함량비로 첨가되는 것이 바람직하다. 만일, 실리콘의 함량이 0.15 중량% 미만일 경우 실리콘 첨가에 따른 탈산 효과가 불충분하며 고용강화 효과가 미미할 수 있다. 반대로, 실리콘의 함량이 0.25 중량%를 초과할 경우 용접성을 떨어뜨리고 재가열 및 열간압연 시에 적 스케일(red scale)을 생성시킴으로써 표면품질에 문제를 줄 수 있으며, 용접후 도금성을 저해할 수 있다.

망간(Mn)

망간(Mn)은 고용강화 원소로써 강의 경화능을 향상시켜 강도를 확보하는 데 효과적인 원소이다.

상기 망간은 강도 향상 효과 및 중심 편석 유발 등을 고려할 때 본 발명에 따른 열연강판 전체 중량의 1.1 ~ 1.3 중량%의 함량비로 첨가되는 것이 바람직하다. 만일, 망간의 첨가량이 1.1 중량% 미만일 경우 고용강화 효과가 미미할 수 있다. 반대로, 망간의 첨가량이 1.3 중량%를 초과할 경우에는 용접성이 크게 저하될 뿐만 아니라, MnS 개재물 생성 및 중심 편석(center segregation) 발생에 의하여 강판의 연성을 크게 저하시키는 문제점이 있다.

몰리브덴(Mo)

본 발명에서 몰리브덴(Mo)은 담금질성을 높이는 것과 동시에 템퍼링 연화 저항을 높이고, 강도 상승에 유효한 원소이다.

다만, 몰리브덴(Mo)의 함량이 0.01 중량%를 초과할 경우에는 용접성을 저하시킴과 동시에 탄화물의 석출에 의하여 항복비를 상승시키는 문제점을 야기할 수 있다. 따라서, 몰리브덴은 본 발명에 따른 열연강판 전체 중량의 0.01 중량% 이하로 첨가하는 것이 바람직하다.

니켈(Ni)

니켈(Ni)은 결정립을 미세화하며 저온 충격인성을 향상시키는데 효과적인 원소이다.

다만, 니켈(Ni)의 함량이 0.01 중량%를 초과할 경우 적열취성을 유발하고, 제조 비용을 상승시키는 문제점를 일으킬 수 있다. 따라서, 니켈은 본 발명에 따른 열연강판 전체 중량의 0.01 중량% 이하로 첨가하는 것이 바람직하다.

니오븀(Nb)

니오븀(Nb)은 석출물 형성원소로서 강의 강도에 가장 큰 영향을 주는 원소 중 하나이며, 강 중에 탄질화물을 석출하거나 Fe 내 고용강화를 통하여 강의 강도를 향상시키는 원소이다. 특히, 니오븀계 석출물들은 슬라브 재가열시 1200℃ 이상의 가열로에서 고용된 후 열간압연 중 미세하게 석출하여 강의 강도를 효과적으로 증가시킨다.

상기 니오븀은 본 발명에 따른 열연강판 전체 중량의 0.04 ~ 0.05 중량%의 함량비로 첨가되는 것이 바람직하고, 더욱 바람직하게는 0.045 중량%를 제시할 수 있다. 만일, 니오븀의 함량이 0.04 중량% 미만으로 첨가될 경우 니오븀 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 니오븀의 함량이 0.05 중량%를 초과할 경우 과다한 석출로 인하여 연주성, 압연성 및 연신율을 저하시킬 수 있다.

티타늄(Ti)

티타늄(Ti)은 고용탄소 및 고용질소를 석출시켜 가공성을 향상시키기 위한 목적으로 첨가하는 것으로, 특히 TiC 및 TiN 등으로 고용탄소 및 고용질소를 석출시켜 비시효성과 가공성을 확보하기 위해 첨가하게 된다. 상기 티타늄(Ti)은 니오븀(Nb)보다 강한 탄, 질화물 원소로써 니오븀(Nb)보다 먼저 고용탄소 및 고용질소를 석출시킨다.

다만, 티타늄(Ti)의 함량이 0.003 중량%를 초과할 경우에는 산화반응이 강한 티타늄으로 인하여 강판의 표면에 지나친 산화물의 형성으로 강판 표면을 열화시켜 열간 압연성을 저해하는 요인으로 작용할 수 있다. 따라서, 티타늄은 본 발명에 따른 열연강판 전체 중량의 0.003 중량% 이하로 첨가하는 것이 바람직하다.

바나듐(V)

바나듐(V)은 결정립계에 피닝(pinning)으로 작용하여 강도 향상에 기여하는 원소이다.

상기 바나듐(V)은 본 발명에 따른 열연강판 전체 중량의 0.05 ~ 0.06 중량%로 첨가하는 것이 바람직하다. 만일, 바나듐(V)의 함량이 0.05 중량% 미만일 경우 바나듐 첨가 효과에 의한 강도보상 효과를 충분히 발휘할 수 없다. 반대로, 바나듐(V)의 함량이 0.06 중량%를 초과할 경우 제조 비용이 커지고, 항복비가 증가되는 문제점이 있다.

한편, 본 발명에 따른 열연강판은 하기 수학식 2를 만족하는 범위에서 니오븀(Nb), 티타늄(Ti) 및 바나듐(V)을 포함하는 것이 더 바람직하다.

수학식 2 : [Nb] + [Ti] + [V] ≤ 0.1

(여기서, [ ]는 각 원소의 중량%)

만일, 수학식 2에서, 티타늄(Ti), 니오븀(Nb) 및 바나듐(V)의 합산 함량이 0.1을 초과하는 경우, 환경 오염이나 원가 상승 요인으로 작용할 수 있으므로, 0.1 이하로 제어하는 것이 바람직하다.

본 발명에서는 합금 원소 첨가량을 줄이는 대신 전단부 수냉 구간에서의 냉각 주수량을 증가시키는 것을 통하여, 저합금 성분을 포함하는 조성으로 API 5L X80(인장강도 : 600 MPa 이상 및 항복강도 : 555 MPa 이상) 규격을 만족시킬 수 있다.

열연강판 제조 방법

도 1은 본 발명의 실시예에 따른 열연강판 제조 방법을 개략적으로 나타낸 순서도이다.

도 1을 참조하면, 도시된 열연강판 제조 방법은 슬라브 재가열 단계(S110), 연간압연 단계(S120), 냉각 단계(S130) 및 권취 단계(S140)를 포함한다.

슬라브 재가열

슬라브 재가열 단계(S110)에서는 탄소(C) : 0.045 ~ 0.055 중량%, 실리콘(Si) : 0.15 ~ 0.25 중량%, 망간(Mn) : 1.1 ~ 1.3 중량%, 몰리브덴(Mo) : 0.01 중량% 이하, 니켈(Ni) : 0.01 중량% 이하, 니오븀(Nb) : 0.04 ~ 0.05 중량%, 티타늄(Ti) : 0.003 중량% 이하, 바나듐(V) : 0.05 ~ 0.06 중량% 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어진 슬라브 판재를 SRT(Slab Reheating Temperature) : 1200 ~ 1250℃로 재가열한다.

한편, 상기 슬라브 판재는 하기 수학식 1 ~ 2를 만족하는 범위에서 탄소(C), 망간(Mn), 몰리브덴(Mo), 바나듐(V), 니켈(Ni), 니오븀(Nb), 티타늄(Ti) 및 바나듐(V)을 포함하는 것이 바람직하다.

수학식 1 : [C] + [Mn]/6 + ([Mo] + [V])/5 + [Ni]/15] ≤ 0.265

수학식 2 : [Nb] + [Ti] + [V] ≤ 0.1

(여기서, [ ]는 각 원소의 중량%)

여기서, 상기 조성을 갖는 슬라브 판재는 제강공정을 통해 원하는 조성의 용강을 얻은 다음에 연속주조공정을 통해 얻어질 수 있다. 이때, 슬라브 재가열 단계(S110)에서는 연속주조공정을 통해 확보한 슬라브 판재를 재가열하는 것을 통하여, 주조 시 편석된 성분을 재고용한다.

만일, 슬라브 재가열 온도(SRT)가 1200℃ 미만일 경우에는 주조 시 편석된 성분이 충분히 재고용되지 못하는 문제점이 있다. 반대로, 슬라브 재가열 온도(SRT)가 1250℃를 초과할 경우에는 오스테나이트 결정입도가 증가하여 강도 확보가 어려울 수 있으며, 과도한 가열 공정으로 인하여 강판의 제조 비용만 상승할 수 있다.

열간압연

열간압연 단계(S120)에서는 슬라브 판재를 FDT(Finishing Delivery Temperature) : 800 ~ 840℃로 마무리 압연한다.

만일, 마무리 압연 온도(FDT)가 840℃를 초과할 경우 오스테나이트 결정립이 조대화되며, 이에 따라 강도 확보가 어려워질 수 있다. 반대로, 마무리 압연 온도가 800℃ 미만으로 너무 낮으면, 이상역 압연에 의한 혼립 조직이 발생하는 등의 문제가 발생할 수 있다.

냉각

냉각 단계(S130)에서는 열간압연된 판재를 가속냉각 종료온도 : 630 ~ 650℃까지 수냉으로 가속 냉각한 후, 가속 냉각된 판재를 공냉한다.

만일, 상기 가속냉각 종료온도가 630℃ 미만일 경우 충분한 강도를 확보할 수는 있으나, 저온충격인성을 확보하기 어렵기 때문에 템퍼링 등의 후열처리가 필요하므로 제조비용이 증가한다. 반대로, 가속냉각 종료온도가 650℃를 초과할 경우에는 충분한 강도를 확보하는 데 어려움이 따를 수 있다.

한편, 본 단계(S130)에서 가속 냉각속도는 55 ~ 65℃/sec로 실시하는 것이 바람직하다. 만일, 가속 냉각속도가 55℃/sec 미만일 경우에는 충분한 강도를 확보하는 데 어려움이 따를 수 있다. 반대로, 가속 냉각속도가 65℃/sec를 초과할 경우에는 과도한 냉각으로 인해 베이나이트 등의 침상형 결정의 생성으로 인해 인성이 급격히 저하되는 문제가 있다.

이와 같이, 가속냉각 종료온도 : 630 ~ 650℃ 및 가속 냉각속도 : 55 ~ 65℃/sec로 실시할 경우, 페라이트 변태 온도 영역에 도달했을 때, 페라이트 변태 영역 중 저온 영역, 즉 페라이트 변태 영역 중 베이나이트 변태 영역의 직상에 도달하기 이전 고온에서의 페라이트 상변태를 최대한 억제할 수 있다. 특히, 가속냉각 종료온도를 650℃ 이하 수준으로 실시할 경우, 공랭 구간에서 생성되는 페라이트 결정립을 매우 미세하게 형성시킬 수 있다.

권취

권취 단계(S140)에서는 냉각된 판재를 CT(Coiling Temperature) : 580℃ ~ 620℃에서 권취한다.

만일, 권취 온도(CT)가 620℃를 초과할 경우에는 충분한 강도를 확보하는 데 어려움이 따를 수 있다. 반대로, 권취 온도(CT)가 580℃ 미만일 경우에는 강의 제조비용이 증가하며, 충분한 강도를 확보할 수는 있으나 고인성을 확보하는 데 어려움이 따른다.

상기 과정을 통하여 제조되는 열연강판은 결정립의 평균 직경이 5 ~ 7㎛인 페라이트 기지의 미세 조직을 갖는다.

이때, 본 발명에 따른 열연강판 제조 방법에서는 가속냉각 종료온도를 650℃ 이하로 낮춤으로써 미세한 페라이트 조직을 유도할 수 있는 데, 이는 높은 과냉도로 인해 수냉 후 공랭 구간에서 생성되는 페라이트의 핵생성 자리가 많아지는 대신, 결정립 성장 속도는 저온에서 더 느려질 수 있기 때문이다.

또한, 본 발명에서는 가속 냉각속도가 60℃/sec 이상으로 증가됨에 따라 일부 공랭 구간에 도달하기 전에 형성되는 페라이트 영역 중 고온 영역에서의 비교적 조대한 페라이트의 생성을 억제하는 효과가 있다.

이를 통해, 본 발명에 따른 제조 방법으로 제조되는 열연강판은 합금원소 첨가량을 줄여 원가를 절감하는 대신, 전단부 수냉 구간에서의 냉각 주수량을 증가시키는 것을 통하여 API 5L X80(인장강도 : 600 MPa 이상 및 항복강도 : 555 MPa 이상) 규격을 만족시킬 수 있다.

실시예

이하, 본 발명의 바람직한 실시예를 통해 본 발명의 구성 및 작용을 더욱 상세히 설명하기로 한다. 다만, 이는 본 발명의 바람직한 예시로 제시된 것이며 어떠한 의미로도 이에 의해 본 발명이 제한되는 것으로 해석될 수는 없다.

여기에 기재되지 않은 내용은 이 기술 분야에서 숙련된 자이면 충분히 기술적으로 유추할 수 있는 것이므로 그 설명을 생략하기로 한다.

1. 열연 시편의 제조

표 1에 기재된 조성 및 표 2에 기재된 공정 조건으로 비교예 1 ~ 2 및 실시예 1 ~ 4에 따른 열연시편을 제조하였다.

비교예 1 ~ 2 및 실시예 1 ~ 4에 따른 열연시편의 경우, 각각의 조성을 갖는 잉곳을 제조하고, 이를 압연모사시험기를 이용하여 가열, 열간압연 및 냉각의 열연공정을 모사하고 권취로에 장입하였다.

[표 1]

(단위 : 중량%)

[표 2]

[표 3]

2. 기계적 물성 평가

표 3은 비교예 1 ~ 2 및 실시예 1 ~ 4에 따라 제조된 열연시편의 기계적 물성에 대한 평가 결과를 나타낸 것이다.

표 1 ~ 3을 참조하면, 실시예 1 ~ 4에 따라 제조된 열연시편의 경우 API 5L X80 규격의 목표값인 인장강도(TS) : 600 MPa 이상, 항복강도(YS) : 555 MPa 이상 및 연신율 : 31% 이상을 모두 만족하는 것을 확인할 수 있다.

한편, 실시예 2와 비교하여 합금 성분 대부분의 함량이 다량으로 첨가되고, 권취 온도, 수냉 속도 및 수냉 종료온도 조건이 상이한 비교예 1에 따라 제조된 열연시편의 경우, API 5L X80 규격을 만족하고는 있으나 실시예 1 ~ 4에 비하여 합금 성분 첨가량이 높은 관계로 제조 단가가 비싸다는 문제가 있다.

또한, 실시예 2와 비교하여 합금 성분 측면에서는 동일하나, 공정 조건이 상이한 비교예 2에 따라 제조되는 열연시편의 경우, API 5L X80 규격에 미달하는 인장강도(TS) : 578 MPa 및 항복강도(YS) : 478 MPa를 갖는 것을 확인할 수 있다.

도 2는 비교예 2 및 실시예 1에 적용되는 가속냉각 과정을 나타낸 모식도이다.

도 2를 참조하면, 비교예 2의 경우 수냉 속도 32℃/sec, 수냉 종료온도 690℃로 실시하는 것을 통해 페라이트 변태 온도 영역 중 고온 영역을 통과하도록 한 후, 공냉으로 서냉하는 것을 알 수 있다.

반면, 실시예 1의 경우 수냉 속도 63℃/sec, 수냉 종료온도 642℃로 실시하는 것을 통해 페라이트 변태 온도 영역 중 저온 영역, 즉 베이나이트 변태 영역의 직상을 통과하도록 한 후, 공냉으로 서냉하는 것을 알 수 있다.

실시예 1과 같이, 열연 수냉각대에서 수냉 온도를 650℃ 이하로 낮춤으로써 미세한 페라이트 조직을 유도할 수 있는 데, 이는 높은 과냉도로 인해 수냉 후 공랭 구간에서 생성되는 페라이트의 핵생성 자리가 많아지는 대신, 결정립 성장 속도는 저온에서 더 느려질 수 있기 때문이다.

한편, 도 3은 실시예 1에 따른 방법으로 제조된 열연 시편의 미세조직 사진이고, 도 4는 비교예 2에 따른 방법으로 제조된 열연 시편의 미세조직 사진이다.

도 3을 참조하면, 실시예 1에 따른 방법으로 제조된 열연시편은 결정립의 평균 직경이 5 ~ 7㎛인 페라이트 기지의 미세 조직을 갖는 것을 확인할 수 있다. 반면, 도 4를 참조하면, 비교예 2에 따른 방법으로 결정립의 평균 직경이 9 ~ 11㎛인 페라이트 기지의 미세 조직을 갖는 것을 확인할 수 있다.

이와 같이, 실시예 1에 따른 열연시편의 경우, 비교예 2에 따른 열연시편에 비하여 보다 미세한 페라이트 결정립들이 다량으로 분포되어 있다는 것을 알 수 있다.

지금까지 살펴본 바와 같이, 본 발명에 따른 열연강판은 합금 원소 첨가량을 줄여 원가를 절감하는 대신, 전단부 수냉 구간에서의 냉각 주수량을 증가시키는 것을 통하여 미국석유협회(American Petroleum Institute : API)에서 규정한 API 5L X80(인장강도 : 600 MPa 이상 및 항복강도 : 555 MPa 이상) 규격을 만족할 수 있다.

이상에서는 본 발명의 실시예를 중심으로 설명하였지만, 당업자의 수준에서 다양한 변경이나 변형을 가할 수 있다. 이러한 변경과 변형이 본 발명의 범위를 벗어나지 않는 한 본 발명에 속한다고 할 수 있다. 따라서 본 발명의 권리범위는 이하에 기재되는 청구범위에 의해 판단되어야 할 것이다.

S110 : 슬라브 재가열 단계
S120 : 열간압연 단계
S130 : 냉각 단계
S140 : 권취 단계

Claims

탄소(C) : 0.045 ~ 0.055 중량%, 실리콘(Si) : 0.15 ~ 0.25 중량%, 망간(Mn) : 1.1 ~ 1.3 중량%, 몰리브덴(Mo) : 0.01 중량% 이하, 니켈(Ni) : 0.01 중량% 이하, 니오븀(Nb) : 0.04 ~ 0.05 중량%, 티타늄(Ti) : 0.003 중량% 이하, 바나듐(V) : 0.05 ~ 0.06 중량% 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어지는 슬라브 판재를 재가열하는 슬라브 재가열 단계;
상기 재가열된 판재를 FDT(Finishing Delivery Temperature) : 800℃ ~ 840℃로 마무리 압연하는 열간압연 단계;
상기 마무리 압연된 판재를 냉각하는 냉각 단계; 및
상기 냉각된 판재를 CT(Coiling Temperature) : 580 ~ 620℃에서 권취하는 권취 단계;를 포함하는 것을 특징으로 하는 열연강판 제조 방법.
제1항에 있어서,
상기 슬라브 판재는
하기 수학식 1을 만족하는 범위에서 탄소(C), 망간(Mn), 몰리브덴(Mo), 바나듐(V) 및 니켈(Ni)을 포함하는 것을 특징으로 하는 열연강판 제조 방법.
수학식 1 : [C] + [Mn]/6 + ([Mo] + [V])/5 + [Ni]/15] ≤ 0.265
(여기서, [ ]는 각 원소의 중량%)
제1항에 있어서,
상기 슬라브 판재는
하기 수학식 2를 만족하는 범위에서 니오븀(Nb), 티타늄(Ti) 및 바나듐(V)을 포함하는 것을 특징으로 하는 열연강판 제조 방법.
수학식 2 : [Nb] + [Ti] + [V] ≤ 0.1
(여기서, [ ]는 각 원소의 중량%)
제1항에 있어서,
상기 슬라브 재가열 단계에서,
SRT(Slab Reheating Temperature)는 1200 ~ 1250℃인 것을 특징으로 하는 열연강판 제조 방법.
제1항에 있어서,
상기 냉각 단계는
상기 열간압연된 판재를 630 ~ 650℃까지 가속 냉각하는 단계와,
상기 가속 냉각된 판재를 상기 권취 온도까지 공냉하는 단계를 포함하는 것을 특징으로 하는 열연강판 제조 방법.
제5항에 있어서,
상기 가속 냉각 단계에서,
가속 냉각속도는 60 ~ 65℃/s인 것을 특징으로 하는 열연강판 제조 방법.
탄소(C) : 0.045 ~ 0.055 중량%, 실리콘(Si) : 0.15 ~ 0.25 중량%, 망간(Mn) : 1.1 ~ 1.3 중량%, 몰리브덴(Mo) : 0.01 중량% 이하, 니켈(Ni) : 0.01 중량% 이하, 니오븀(Nb) : 0.04 ~ 0.05 중량%, 티타늄(Ti) : 0.003 중량% 이하, 바나듐(V) : 0.05 ~ 0.06 중량% 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어지며,
결정립의 평균 직경이 5 ~ 7㎛인 페라이트 기지의 미세 조직을 갖는 것을 특징으로 하는 열연강판.
제7항에 있어서,
상기 강판은
하기 수학식 1을 만족하는 범위에서 탄소(C), 망간(Mn), 몰리브덴(Mo), 바나듐(V) 및 니켈(Ni)을 포함하는 것을 특징으로 하는 열연강판.
수학식 1 : [C] + [Mn]/6 + ([Mo] + [V])/5 + [Ni]/15 ≤ 0.265
(여기서, [ ]는 각 원소의 중량%)
제7항에 있어서,
상기 강판은
하기 수학식 2를 만족하는 범위에서 니오븀(Nb), 티타늄(Ti) 및 바나듐(V)을 포함하는 것을 특징으로 하는 열연강판.
수학식 2 : [Nb] + [Ti] + [V] ≤ 0.1
(여기서, [ ]는 각 원소의 중량%)
제7항에 있어서,
상기 강판은
인장강도(TS) : 600 MPa 이상 및 항복강도(YS) : 555 MPa 이상을 갖는 것을 특징으로 하는 열연강판.