KR20140140614A

KR20140140614A - 저항복비 고강도 전봉 강관, 그 전봉 강관용 강대, 및 그들의 제조 방법

Info

Publication number: KR20140140614A
Application number: KR1020147030056A
Authority: KR
Inventors: 야스히로 마츠키; 도모히로 이노우에
Original assignee: 제이에프이 스틸 가부시키가이샤
Priority date: 2012-04-09
Filing date: 2012-04-09
Publication date: 2014-12-09
Also published as: CN104245970A; WO2013153676A1; KR20160145210A; RU2014144953A; CN104245970B; US9765417B2; US20150068638A1; RU2605396C2

Abstract

관 길이 방향의 재질 편차가 ΔTS : 20 ㎫ 미만으로 적고, 항복비 : 80 ％ 이하의 저항복비와, 항복 강도 (YS) : 379 ∼ 552 ㎫, 인장 강도 (TS) : 655 ㎫ 이상의 고강도를 갖는 저항복비 고강도 전봉 강관 및 그 제조 방법을 제공한다. 구체적으로는, 질량％ 로, C : 0.38 ∼ 0.45 ％, Si : 0.15 ∼ 0.25 ％, Mn : 1.0 ∼ 1.8 ％, P : 0.03 ％ 이하, S : 0.03 ％ 이하, sol.Al : 0.01 ∼ 0.07 ％, N : 0.005 ％ 이하를 함유하는 조성을 갖는 강 소재에, 마무리 압연 개시 온도를 950 ℃ 이하, 마무리 압연 종료 온도가 820 ∼ 920 ℃ 의 범위의 온도가 되는 마무리 압연을 실시하여 열연 강대로 하고, 그 열연 강대를, 마무리 압연 종료 후, 권취 온도를 650 ∼ 800 ℃ 의 범위의 온도로 하여 코일상으로 권취한다. 코일상으로 권취된 열연 강대를 공급하여, 성형, 전봉 용접으로 이루어지는 조관 공정을 가열하지 않고 실온에서 실시하여 전봉 강관으로 한다.

Description

저항복비 고강도 전봉 강관, 그 전봉 강관용 강대, 및 그들의 제조 방법{LOW-YIELD-RATIO HIGH-STRENGTH ELECTRIC RESISTANCE WELDED STEEL PIPE, STEEL STRIP FOR SAID ELECTRIC RESISTANCE WELDED STEEL PIPE, AND METHODS FOR MANUFACTURING SAME}

본 발명은, 유정관용 고강도 전봉 강관 (high-strength electric resistance welded steel pipe for Oil Country Tubular Goods (OCTG)) 에 관한 것으로, 특히, API 5CT K55 상당의 고강도 전봉 강관에 있어서의 재질의 균일성 향상에 관한 것이다. 또한, 여기서 말하는「고강도」란, 항복 강도 (YS) : 379 ∼ 552 ㎫, 인장 강도 (TS) : 655 ㎫ 이상을 갖는 경우를 말하는 것으로 한다. 또, 여기서 말하는「저항복비 (low yield ratio)」는, 항복비 : 80 ％ 이하를 의미한다.

강대 (steel strip) 를 연속적으로 성형하고, 전봉 용접 (electric resistance welding) 하여 제조되는 전봉 강관에서는, 조관 (造管) 시에 큰 굽힘 변형 (bending strain) 이 도입되고, 특히 조관 후의 항복 강도 (yield strength) (YS) 의 상승이 현저해지기 때문에, 종래부터, 가해진 변형에 의해 항복 강도 (YS) 가 현저하게 높아지는 경향을 갖는 석출 경화형 강판 (precipitation-hardened steel sheet) 은, 조관 후의 열처리 (heat treatment) 를 하지 않고서는, 저항복비의 고강도 전봉 강관용 소재로서 사용할 수 없었다. 그 때문에, 종래에는, C, Mn 함유량을 높인 성분계의 고용 강화형 강판 (solid solution hardened steel sheet) 을 저항복비 고강도 전봉 강관용 소재로서 사용해 왔다.

예를 들어 특허문헌 1 에는, C : 0.0002 ∼ 0.5 ％, Si : 0.003 ∼ 3.0 ％, Mn : 0.003 ∼ 3.0 ％, Al : 0.002 ∼ 2.0 ％, P : 0.003 ∼ 0.15 ％, S : 0.03 ％ 이하, N : 0.01 ％ 이하를 함유하는 조성을 갖는 모재 강관에, Ae₃ 점 이상 1300 ℃ 이하로 가열하여, 압연 종료 온도 : (Ae₃ 점 － 50 ℃) 이상으로 하는 리듀싱 압연 (reducing mill rolling, reducing rolling) 을 실시하고, 그 후 2 초 이내에 냉각을 개시하여, (Ae₃ 점 － 70 ℃) 까지는 5 ∼ 20 ℃/s 로, (Ae₃ 점 － 150 ℃) 까지는 1.0 ∼ 20 ℃/s 로 냉각시키는 전봉 강관의 제조 방법이 기재되어 있다. 이것에 의해, 모재부가 미세하고 균일한 결정 입경을 갖고, 나아가 표면층만 더욱 미세화되고, 강도-연성 (ductility) 밸런스가 우수한 강관이 얻어진다고 하고 있다.

일본 공개특허공보 2004-217992호

그러나, 특허문헌 1 에 기재된 기술에서는, 모재 강관을 가열하여 리듀싱 압연을 실시하는 것을 필수 요건으로 하고 있어, 모재 강관을 가열하기 때문에, 표면 성상 (surface condition) 이 저하됨과 함께, 제조 비용 (production cost) 도 고등한다는 문제를 남겼다.

또한, 고용 강화형 강판에서 고강도를 확보하고자 하면, C, Mn 량이 많아질 수 밖에 없으며, 그 때문에, 열연 조건의 불가피적인 변동에 의해 강도 등의 재질이 크게 편차가 생길 뿐만 아니라, 코일상으로 권취했을 때, 코일 내주부 (inner wrap of a coil) 가 코일 외주부 (outer wrap of a coil) 에 비해 연질화되기 쉬워, 코일 위치에 따른 강도 등의 재질의 편차가 커진다는 문제가 있었다. 특히, 판두께 10 ㎜ 이상의 후육 강판 (heavy gauge steel sheet) (후물) 에서는, 이 경향이 현저해진다. 이 때문에, 고용 강화형 강판을 소재로 하여, 조관시의 가열 없이, 재질 편차가 적은, 특히 후육의 고강도 전봉 강관을 안정적으로 제조하는 것은 어렵다. 또, 조관시에 강관용 소재를 가열하면, 가열용의 설비를 필요로 할 뿐만 아니라, 생산성의 저하를 초래하고, 나아가 가열에 수반하여 산화 스케일 (scale) 이 형성되기 때문에, 조관시에 강판과 롤러 (roller) 의 접촉에 의해, 표면 결함 (surface defect) 이 다발하여 표면 성상이 저하된다는 문제가 있다. 이러한 점에서, 가열하지 않고 조관할 수 있는 저항복비 고강도 전봉 강관의 제조 방법이 강하게 요망되고 있었다.

본 발명은, 이러한 종래 기술의 문제를 유리하게 해결하고, 고용 강화형 열연 강판 (고용 강화형 열연 강대) 을 소재로 하여, 조관시의 가열을 실시하지 않고, 또 조관 후에 추가로 열간의 축경 압연 (diameter-reducing rolling) 이나, 회전 교정 (rotating roller straightening) 을 실시하지 않고, 강도 등의 재질 편차가 적은, 항복비 : 80 ％ 이하의 저항복비와, 항복 강도 (YS) : 379 ∼ 552 ㎫, 인장 강도 (TS) : 655 ㎫ 이상의 고강도를 갖는 전봉 강관을 제조할 수 있는, 재질 균일성이 우수한 저항복비 고강도 전봉 강관의 제조 방법을 제공하는 것을 목적으로 한다. 또한,「재질 편차가 적다」란, 예를 들어 인장 강도 (TS) 의 편차가 20 ㎫ 미만인 경우를 말하는 것으로 한다.

본 발명자들은, 상기한 목적을 달성하기 위하여, 먼저, 코일상으로 권취한 열연 강판 (hot rolled steel sheet) (열연 강대 (hot rolled strip)) 을 소재로 하여 조관된 전봉 강관의 관 길이 방향의 강도 편차 (재질 편차) 에 대해서, 예의 조사하였다.

질량％ 로, 0.39 ％ C-0.24 ％ Si-1.37 ％ Mn-0.017 ％ P-0.005 ％ S-0.041 ％ sol.Al-0.0042 ％ N 을 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지는 조성을 갖는 강 소재를, 가열 온도 : 1220 ℃ 로 가열하고, 조압연 (rough rolling) 과, 마무리 압연 (finish rolling) 의 입측 (入側) 온도 (finishing entry temperature) : 930 ℃, 마무리 압연의 출측 (出側) 온도 (finishing delivery temperature) : 860 ℃ 로 하는 마무리 압연으로 이루어지는 열간 압연을 실시하고, 판두께 : 12.4 ㎜ 의 열연 강판 (열연 강대) 으로 하여, 권취 온도 (coiling temperature) : 620 ℃ 에서 코일상으로 권취하였다. 얻어진 코일로부터 연속적으로 공급하여 (되감아 (rewinding)), 실온에서 롤에 의한 연속 성형 (continuous forming) 에 의해 대략 원통상의 오픈 관 (open pipe) 으로 조관한 후, 단부를 맞대고 전봉 용접하여, 외경 : 508 ㎜φ 의 전봉 강관으로 하였다.

얻어진 전봉 강관의, 코일의 각 위치 (코일 외주부 (코일 미단 (尾端) 으로부터 10 m), 코일 중앙부 (코일 미단으로부터 120 m), 코일 내주부 (코일 선단으로부터 10 m)) 에 상당하는 위치로부터, ASTM A370 의 규정에 준거하여, 인장 방향이 코일 길이 방향 (관 길이 방향) 이 되도록 인장 시험편 (tensile test specimen) (판상 시험편 (rectangular specimen) : 폭 38 ㎜) 을 채취하고, 인장 시험을 실시하여, 인장 특성 (tensile property) (항복 강도 (YS), 인장 강도 (tensile strength) (TS), 연신 (elongation) El) 을 구하였다.

얻어진 결과를 도 1 에 나타낸다. 도 1 로부터, 제조 조건의 편차가 거의 없는, 동일 코일 (열연 강판 (강대)) 을 사용하여 조관했음에도 불구하고, 얻어진 전봉 강관의 관 길이 방향의 인장 특성이, 코일 내 위치에서 크게 변동되어 있는 것을 알 수 있다. 코일 내주부를 소재로서 사용하여 조관된 전봉 강관 (코일 내주부 상당) 의 강도 (YS, TS) 가, 코일 외주부 상당 전봉 강관에 비해 크게 저하되어 있다.

그래서, 본 발명자들은, 상기한 관 길이 방향의 강도 편차의 원인에 대해서, 더욱 예의 연구하였다. 그 결과, 이 강도의 편차는, 권취시에 존재하는 잔류 변형 (residual strain) 에 그 한 요인이 있는 것을 지견하였다.

이것은, 다음과 같은 기구에 의한 것으로 생각한다.

권취 온도가 낮아져, 재결정이 완료된 후에 권취되는 경우에는, 강대 온도가 재결정 온도 (recrystallization temperature) 보다 저온이 되기 때문에 권취시의 변형 (권취 변형) 이 개방되지 않고, 강대의 길이 방향에 압축 변형 (compression strain) 이 잔류된 채로 냉각된다. 그 때문에, 냉각 후, 인장 시험을 실시하면, 바우싱거 효과 (Bauschinger effect) 에 의해 인장 강도가 저하된다. 잔류되어 있는 압축 변형이 클수록, 강도의 저하량은 커진다. 따라서, 권취되는 곡률 반경 (curvature radius) 이 작아지는 코일 내주부일수록, 잔류 변형은 커지고, 강도의 저하량도 커진다고 생각된다.

이와 같은 기구에 의한 강도 편차는, 고용 강화형 강판, 그 중에서도 경질재 (hard material) 에 있어서 현저해진다. 석출 강화형 강판에서는, 미세 석출물 (fine precipitate) 에 의한 석출 강화 (precipitation strength) 의 영향이 크고, 상기한 바와 같은 기구에 의한 강도 편차는 숨겨져, 겉으로 드러나지 않는 상태가 된다. 또, 고용 강화형 강판에서도, 연질재의 경우에는, AlN 석출에 의한 석출 강화의 영향이 커지고, 상기한 바와 같은 기구에 의한 강도 편차는 숨겨지게 된다.

또, 이 기구는, 코일 (강대) 길이 방향이 인장 방향이 되도록 인장 시험 (tensile test) 을 실시한 경우에 현저해지지만, 압연 방향에 직각인 방향이 인장 방향이 되도록 인장 시험을 실시한 경우에는 겉으로 드러나지 않는 것, 또 경도 측정 (hardness measurement) 과 같은 국부적인 시험에서는 겉으로 드러나기 어려운 것도 지견하였다.

그래서, 본 발명자들은, 더욱 검토를 거듭한 결과, 이러한 기구에 의한 강도 편차를 방지하기 위해서는, 권취 온도를 고온 (650 ℃ 이상) 으로 한정하고, 권취 후에, 회복에 의한 변형 개방을 도모하는 것을 생각하기에 이르렀다. 그리고, 추가적인 검토에 의해 본 발명자들은, 마무리 압연을 오스테나이트의 미재결정 온도역 (non-recrystallization temperature region) 에 있어서의 압연으로 하고, 결정립을 미세화하여 고강도화를 도모함으로써, 고온 권취 (high coiling temperature) 에 의한 강도 저하 (strength reduction) 를 회피할 수 있는 것을 지견하였다.

먼저, 본 발명의 기초가 된 실험 결과에 대해서 설명한다.

질량％ 로, 0.39 ％ C-0.24 ％ Si-1.37 ％ Mn-0.017 ％ P-0.005 ％ S-0.041 ％ sol.Al-0.0042 ％ N 을 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지는 조성의 슬래브 (slab) (강 소재) 를, 1200 ∼ 1240 ℃ 의 온도로 가열한 후, 조압연과, 여러 가지 마무리 압연의 입측 온도 (finishing entry temperature) (마무리 압연의 개시 온도 (finishing start temperature)) (FET) 와, 마무리 압연의 출측 온도 (finishing delivery temperature) (마무리 압연의 종료 온도 (finishing end temperature)) (FDT) : 910 ∼ 880 ℃ 로 하는 마무리 압연을 실시하고, 다양한 권취 온도 (CT) 에서 코일상으로 권취하여, 열연 강대 (판두께 : 12.7 ㎜) 로 하였다. 얻어진 열연 강대 (코일) 를 공급하여, 냉간에서의 롤에 의한 연속 성형으로 대략 원통상의 오픈 관으로 한 후, 그 오픈 관의 원주 방향 단부끼리를 스퀴즈 롤 (squeeze roll) 로 맞대고, 고주파 저항 용접 (high-frequency resistance welding) 에 의해 전봉 용접하는 조관 공정 (pipe manufacturing process) 을 실시하여, 전봉 강관 (외경 508 ㎜φ × 두께 12.7 ㎜) 으로 하였다.

얻어진 전봉 강관의, 코일의 각 위치 (코일 외주부 (코일 미단으로부터 10 m), 코일 중앙부 (코일 미단으로부터 60 m), 코일 내주부 (코일 선단으로부터 10 m)) 에 상당하는 위치로부터, ASTM A370 의 규정에 준거하여, 인장 방향이 코일 길이 방향 (관 길이 방향) 이 되도록 인장 시험편 (판상 시험편 : 폭 38 ㎜) 을 채취하고, 인장 시험을 실시하여, 인장 강도 (TS) 를 구하였다. 그리고, 동일 코일로부터 제조된 각 전봉 강관에 대해서, 얻어진 인장 강도 (TS) 로부터, 최대값과 최소값의 차이 (ΔTS) 를 산출하였다.

ΔTS 에 미치는, 권취 온도 (CT) 와 마무리 압연의 입측 온도 (FET) 의 관계를 도 2 에 나타낸다.

도 2 로부터, 마무리 압연의 입측 온도 (FET) 가 950 ℃ 이하, 권취 온도 (CT) 가 650 ℃ 이상을 만족하는 경우에 비로소, ΔTS 가 20 ㎫ 미만으로, 강도의 편차가 적어지는 것을 알 수 있다. 이와 같은 CT, FET 를 만족하도록 제조한 열연 강대 (코일) 를 관 소재로 함으로써 비로소, 재질 균일성이 우수한 전봉 강관을 제조할 수 있는 것을 지견하였다.

본 발명은, 이러한 지견에 기초하여, 더욱 검토를 가하여 완성된 것이다. 즉, 본 발명의 요지는 다음과 같다.

(1) 강 소재를 가열하고, 조압연 및 마무리 압연을 실시하여 열연 강대로 하고, 그 열연 강대를 코일상으로 권취하는 열연 공정과, 상기 코일상으로 권취된 열연 강대를 연속적으로 공급하여, 롤 성형에 의해 대략 원통상의 오픈 관으로 한 후, 그 오픈 관의 원주 방향 단부끼리를 맞대고, 전봉 용접하는 조관 공정을 실시하여 전봉 강관으로 할 때, 상기 강 소재를, 질량％ 로, C : 0.38 ∼ 0.45 ％, Si : 0.1 ∼ 0.3 ％, Mn : 1.0 ∼ 1.8 ％, P : 0.03 ％ 이하, S : 0.03 ％ 이하, sol.Al : 0.01 ∼ 0.07 ％, N : 0.01 ％ 이하를 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지는 조성을 갖는 강 소재로 하고, 상기 마무리 압연을, 마무리 압연의 개시 온도가 950 ℃ 이하, 마무리 압연의 종료 온도가 820 ∼ 920 ℃ 의 범위의 온도가 되는 압연으로 하고, 상기 열연 강대를 코일상으로 권취하는 권취 온도를 650 ∼ 800 ℃ 의 범위의 온도로 하고, 상기 조관 공정을, 실온에서 실시하는 공정으로 하는 것을 특징으로 하는 재질 균일성이 우수한 저항복비 고강도 전봉 강관의 제조 방법.

(2) (1) 에 있어서, 상기 조성에 더하여 추가로, 질량％ 로, Cu : 0.03 ∼ 0.4 ％, Ni : 0.03 ∼ 0.3 ％, Sn : 0.001 ∼ 0.005 ％ 중에서 선택된 1 종 또는 2 종 이상을 함유하는 조성으로 하는 것을 특징으로 하는 저항복비 고강도 전봉 강관의 제조 방법.

(3) (1) 또는 (2) 에 있어서, 상기 조성에 더하여 추가로, 질량％ 로, Ca : 0.001 ∼ 0.003 ％ 를 함유하는 조성으로 하는 것을 특징으로 하는 저항복비 고강도 전봉 강관의 제조 방법.

(4) 질량％ 로, C : 0.38 ∼ 0.45 ％, Si : 0.1 ∼ 0.3 ％, Mn : 1.0 ∼ 1.8 ％, P : 0.03 ％ 이하, S : 0.03 ％ 이하, sol.Al : 0.01 ∼ 0.07 ％, N : 0.01 ％ 이하를 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지는 조성을 갖고, 항복 강도 (YS) : 379 ∼ 552 ㎫, 인장 강도 (TS) : 655 ㎫ 이상의 고강도와, 항복비 : 80 ％ 이하의 저항복비를 갖는 것을 특징으로 하는 재질 균일성이 우수한 저항복비 고강도 전봉 강관.

(5) (4) 에 있어서, 상기 조성에 더하여 추가로, 질량％ 로, Cu : 0.03 ∼ 0.4 ％, Ni : 0.03 ∼ 0.3 ％, Sn : 0.001 ∼ 0.005 ％ 중에서 선택된 1 종 또는 2 종 이상을 함유하는 조성으로 하는 것을 특징으로 하는 저항복비 고강도 전봉 강관.

(6) (4) 또는 (5) 에 있어서, 상기 조성에 더하여 추가로, 질량％ 로, Ca : 0.001 ∼ 0.003 ％ 를 함유하는 조성으로 하는 것을 특징으로 하는 저항복비 고강도 전봉 강관.

(7) 연속적으로 공급하여, 롤 성형에 의해 대략 원통상의 오픈 관으로 한 후, 그 오픈 관의 원주 방향 단부끼리를 맞대고, 전봉 용접하는 조관 공정에 있어서, 상기 (1) ∼ (3) 에 기재된 전봉 강관을 실온에서 제조하는 것이 가능한 열연 강대의 제조 방법.

(8) 연속적으로 공급하여, 롤 성형에 의해 대략 원통상의 오픈 관으로 한 후, 그 오픈 관의 원주 방향 단부끼리를 맞대고, 전봉 용접하는 조관 공정에 있어서, 상기 (4) ∼ (6) 에 기재된 전봉 강관을 실온에서 제조하는 것이 가능한 열연 강대.

(9) 강 소재를 가열하고, 조압연 및 마무리 압연을 실시하여 열연 강대로 하고, 그 열연 강대를 코일상으로 권취하는 열연 공정과, 상기 코일상으로 권취된 열연 강대를 연속적으로 공급하여, 롤 성형에 의해 대략 원통상의 오픈 관으로 한 후, 그 오픈 관의 원주 방향 단부끼리를 맞대고, 전봉 용접하는 조관 공정을 실시하여 전봉 강관으로 할 때,

상기 강 소재를, 질량％ 로,

C : 0.38 ∼ 0.45 ％, Si : 0.1 ∼ 0.3 ％,

Mn : 1.0 ∼ 1.8 ％, P : 0.03 ％ 이하,

S : 0.03 ％ 이하, sol.Al : 0.01 ∼ 0.07 ％,

N : 0.01 ％ 이하

를 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지는 조성을 갖는 강 소재로 하고,

상기 마무리 압연을, 마무리 압연 개시 온도가 950 ℃ 이하, 마무리 압연 종료 온도가 820 ∼ 920 ℃ 의 범위의 온도가 되는 압연으로 하고, 상기 열연 강대를 코일상으로 권취하는 권취 온도를 650 ∼ 800 ℃ 의 범위의 온도로 하는 열연 강대의 제조 방법.

(10) 상기 조성에 더하여 추가로, 질량％ 로, Cu : 0.03 ∼ 0.4 ％, Ni : 0.03 ∼ 0.3 ％, Sn : 0.001 ∼ 0.005 ％ 중에서 선택된 1 종 또는 2 종 이상을 함유하는 조성으로 하는 상기 (9) 에 기재된 전봉 강관용 열연 강대의 제조 방법.

(11) 상기 조성에 더하여 추가로, 질량％ 로, Ca : 0.001 ∼ 0.003 ％ 를 함유하는 조성으로 하는 것을 특징으로 하는 상기 (9) 또는 (10) 에 기재된 전봉 강관용 열연 강대의 제조 방법.

본 발명에 의하면, 조관 후의 열간 축경 압연이나 회전 교정 등을 실시하지 않고, 강도 등의 재질 편차가 적고, 항복비 : 80 ％ 이하의 저항복비와, 항복 강도 (YS) : 379 ∼ 552 ㎫, 인장 강도 (TS) : 655 ㎫ 이상의 고강도를 갖고, 재질 균일성이 우수한 저항복비 고강도 전봉 강관을, 안정적으로 용이하게 제조할 수 있어, 산업상 각별한 효과를 나타낸다.

도 1 은 전봉 강관의 관 길이 방향의 인장 특성에 미치는 시험편 채취 위치 (코일 위치) 의 영향을 나타내는 그래프이다.
도 2 는 인장 강도 (TS) 의 편차 (ΔTS) ((TS 의 최대값) － (TS 의 최소값)) 에 미치는, 권취 온도 (CT) 와 마무리 압연의 입측 온도 (마무리 압연의 개시 온도) (FET) 의 관계를 나타내는 그래프이다.

본 발명에서는, 질량％ 로, C : 0.38 ∼ 0.45 ％, Si : 0.1 ∼ 0.3 ％, Mn : 1.0 ∼ 1.8 ％, P : 0.03 ％ 이하, S : 0.03 ％ 이하, sol.Al : 0.01 ∼ 0.07 ％, N : 0.005 ％ 이하를 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지는 조성을 갖는 강 소재를 사용한다.

먼저, 본 발명에서 사용하는 강 소재의 조성 한정 이유에 대해서 설명한다. 또한, 특별히 언급하지 않는 한 질량％ 는 간단히 ％ 라고 기재한다.

C : 0.38 ∼ 0.45 ％

C 는, 강의 강도를 증가시키는 원소이며, 본 발명에서는 원하는 고강도를 확보하기 위하여 0.38 ％ 이상의 함유를 필요로 하지만, 0.45 ％ 를 초과하는 함유는, 열간 압연 후의 냉각 과정에서 남은 물 등에 의해 국부적으로 온도가 저하된 지점에서 마텐자이트 (martensite) 가 생성되기 쉬워져, 강도 등의 재질 편차가 발생하기 쉬워진다. 이 때문에, C 는 0.38 ∼ 0.45 ％ 의 범위로 한정하였다.

Si : 0.1 ∼ 0.3 ％

Si 는, 탈산제 (deoxidizing agent) 로서 작용함과 함께, 고용 강화에 의해 강의 강도를 증가시키는 작용을 갖는 원소이며, Al 함유량을 낮게 조정하여, Al 의 악영향을 저감시키는 것을 가능하게 한다. 이와 같은 효과를 얻기 위해서는 0.1 ％ 이상의 함유를 필요로 하지만, 0.3 ％ 를 초과하는 함유는, 강판 표층에 적색 스케일 (red scale) 을 다발시킨다. 이 적색 스케일이 발생한 지점은, 열연 후의 냉각시에 국부적으로 급랭되어 강도 등의 재질 편차의 한 요인이 된다. 이 때문에, Si 는 0.1 ∼ 0.3 ％ 의 범위로 한정하였다.

Mn : 1.0 ∼ 1.8 ％

Mn 은, 고용 강화 혹은 ?칭성 (hardenability) 의 향상을 통하여, 강의 강도를 증가시키는 원소이며, 원하는 고강도를 확보하기 위하여, 본 발명에서는 1.0 ％ 이상의 함유를 필요로 한다. 그러나, 1.8 ％ 를 초과하는 함유는, 편석 (segregation) 을 조장함과 함께, ?칭성이 지나치게 증가하고, 마텐자이트를 형성하기 쉬워져, 강도 등의 재질 편차를 촉진한다. 이러한 점에서, Mn 은 1.0 ∼ 1.8 ％ 의 범위로 한정하였다.

P : 0.03 ％ 이하

P 는, 고용시켜 강의 강도를 증가시키는 원소이지만, 입계 (grain boundary) 등에 편석되기 쉬워, 재질의 불균질 (nonhomogeneity) 을 초래한다. 이 때문에, 불가피적 불순물로서 가능한 한 저감시키는 것이 바람직하지만, 0.03 ％ 까지는 허용할 수 있다. 이러한 점에서, P 는 0.03 ％ 이하로 한정하였다. 또한, 바람직하게는 0.002 ％ 이하이다.

S : 0.03 ％ 이하

S 는, 강 중에서는 황화물 MnS 를 형성하기 쉽고, AlN 의 석출 사이트가 되기 쉽다. AlN 의 석출은, 강도 증가에 영향을 주기 때문에, S 는, 강도 편차의 증가에 영향을 주게 된다. 이와 같은 영향은, S 가 0.03 ％ 를 초과하는 함유에서 현저해진다. 이 때문에, S 는 0.03 ％ 이하로 한정하였다. 또한, 바람직하게는 0.005 ％ 이하이다. 또, AlN 이 MnS 와 복합 석출되는 경우에는, 그 영향은 작아진다.

sol.Al : 0.01 ∼ 0.07 ％

Al 은, 탈산제로서 작용하는 원소이며, 이와 같은 효과를 얻기 위해서는, 0.01 ％ 이상의 함유를 필요로 한다. 한편, 0.07 ％ 를 초과하는 함유는, AlN 량의 증가를 초래하여, AlN 석출에 의한 강도 편차의 발생으로 이어진다. 이 때문에, sol.Al 은, 0.01 ∼ 0.07 ％ 의 범위로 한정하였다.

N : 0.005 ％ 이하

N 은, 강 중에 불가피적으로 함유되지만, 고용시켜 강도 증가에 기여함과 함께, Al 과 결합하여 AlN 을 형성하고, AlN 의 석출을 통하여 강도 증가에 영향을 준다. 0.005 ％ 를 초과하는 다량의 함유는, AlN 의 코일 내 불균일 석출을 일으키기 쉬워, 강도 편차의 요인이 된다. 이 때문에, N 은 0.005 ％ 이하로 한정하였다.

상기한 성분이 기본 성분이지만, 이들 기본 조성에 더하여 추가로 선택 원소로서, Cu : 0.03 ∼ 0.4 ％, Ni : 0.03 ∼ 0.3 ％, Sn : 0.001 ∼ 0.005 ％ 중에서 선택된 1 종 또는 2 종 이상, 및/또는 Ca : 0.001 ∼ 0.003 ％ 를 필요에 따라 선택하여 함유하는 조성으로 할 수 있다.

Cu : 0.03 ∼ 0.4 ％, Ni : 0.03 ∼ 0.3 ％, Sn : 0.001 ∼ 0.005 ％ 중에서 선택된 1 종 또는 2 종 이상

Cu, Ni, Sn 은 모두 고용 강화형의 원소로서, 저항복비화를 저해하지 않고 고강도화에 기여하는 원소이며, 필요에 따라 선택하여, 1 종 또는 2 종 이상을 함유할 수 있다. 이와 같은 효과를 얻기 위해서는, Cu : 0.03 ％ 이상, Ni : 0.03 ％ 이상, Sn : 0.001 ％ 이상 함유하는 것이 바람직하지만, Cu : 0.4 ％, Ni : 0.3 ％, Sn : 0.005 ％ 를 각각 초과하는 함유는 인성 (靭性) 을 저하시킨다.

Ca 는, 황화물 (sulfide) 의 형태를 제어하는 작용을 갖는 원소이며, 필요에 따라 0.001 ∼ 0.003 ％ 를 함유할 수 있다.

Ca : 0.001 ∼ 0.003 ％

Ca 는, 연신한 황화물을 구상 (球狀) 의 황화물로 하는 황화물의 형태를 제어 (morphology control) 하는 작용을 갖는 원소이며, 이와 같은 효과를 얻기 위해서는 0.001 ％ 이상 함유하는 것이 바람직하다. 한편, 0.003 ％ 를 초과하는 함유는, 강의 청정도 (cleanness) 가 저하되고, 개재물 (inclusion) 에서 기인하는 조관시의 균열이 발생하기 쉬워지기 때문에, 0.003 ％ 이하로 한정하는 것이 바람직하다. 이 때문에, Ca 는 0.001 ∼ 0.003 ％ 의 범위로 한정하는 것이 바람직하다.

다음으로, 본 발명의 강관의 제조 방법에 대해서 설명한다. 본 발명에서는 상기한 조성의 강 소재를 출발 소재로서 사용한다.

상기한 성분 이외의 잔부는, Fe 및 불가피적 불순물로 이루어진다. 또한, 불가피적 불순물로는, Cr : 0.1 ％ 이하, Co : 0.1 ％ 이하, Ti : 0.01 ％ 이하, Nb : 0.01 ％ 이하, V : 0.01 ％ 이하, Mo : 0.05 ％ 이하, B : 0.001 ％ 이하를 허용할 수 있다.

상기한 조성을 갖는 강 소재의 제조 방법은, 특별히 한정할 필요는 없으며, 전로 (converter) 등의 상용의 용제 (溶製) 수단을 적용하여, 바람직하게는 연속 주조 (continuous casting) 등의 주조 수단을 사용하여, 슬래브 등의 강 소재로 하는 것이 바람직하다. 또, 편석 방지를 위하여, 경압하 주조, 전자 교반 (electromagnetic stirring) 을 사용하는 것이 바람직하다.

상기한 조성을 갖는 강 소재에, 먼저 열연 공정을 실시한다. 열연 공정에서는, 강 소재를 가열하고, 조압연 및 마무리 압연으로 이루어지는 열간 압연을 실시하여 열연 강대로 하고, 마무리 압연 종료 후 코일상으로 권취한다.

강 소재의 가열 온도는, 1200 ∼ 1280 ℃ 로 하는 것이 바람직하다. 또한, 강 소재의 가열은, 일단 실온까지 냉각시킨 후 재가열해도, 또 냉각을 실시하지 않고 가열해도 된다. 가열 온도가 1200 ℃ 미만에서는, 조대한 MnS, AlN 을 충분히 재용해시키는 것이 어려워진다. 그 때문에, 열간 압연시에 미용해의 MnS, AlN 으로 재석출되어, 코일 내의 강도 편차를 크게 한다. 열간 압연시 미용해의 조대 석출물과 열간 압연 중에 석출된 미세한 석출물이 혼재하면 강도 편차가 커진다.

한편, 1280 ℃ 를 초과하여 고온이 되면, 오스테나이트 입자 (austenite grain) 가 조대화되어, 열간 압연 후, 마텐자이트상을 형성하기 쉬워지고, 국부적으로 고강도가 되어, 강도 편차를 조장하게 된다. 이러한 점에서, 열간 압연 공정에 있어서의 강 소재의 가열 온도는 1200 ∼ 1280 ℃ 로 하는 것이 바람직하다.

가열된 강 소재는, 이어서 조압연, 마무리 압연으로 이루어지는 열간 압연을 실시한다. 조압연의 조건에 대해서는, 본 발명에서는, 소정의 치수 형상의 시트 바 (sheet bar) 로 할 수 있으면 되고, 특별히 한정할 필요는 없지만, 마무리 압연에서 오스테나이트의 미재결정 온도역에서의 압하율을 확보한다는 관점에서는, 시트 바의 두께는 45 ㎜ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 또한, 시트 바를 일단 권취하고 나서, 마무리 압연에 제공해도 된다.

마무리 압연은, 마무리 압연의 입측 온도 (마무리 압연의 개시 온도) (FET) 를 950 ℃ 이하, 마무리 압연의 출측 온도 (마무리 압연의 종료 온도) (FDT) 를 820 ∼ 920 ℃ 의 범위의 온도로 하는 압연으로 한다.

마무리 압연의 입측 온도 (마무리 압연의 개시 온도) (FET) : 950 ℃ 이하

마무리 압연의 입측 온도 (마무리 압연의 개시 온도) (FET) 를 950 ℃ 이하로 낮게 제어하여, 마무리 압연을 오스테나이트의 미재결정 온도역에서의 압연으로 한다. 또한, FET 의 하한은, 원하는 마무리 압연 종료 온도를 확보한다는 관점에서 900 ℃ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 이것에 의해, 결정립이 미세화되어, 원하는 고강도를 확보할 수 있다. 한편, 마무리 압연의 입측 온도 (마무리 압연의 개시 온도) (FET) 가 950 ℃ 를 초과하여 고온이 되면, 결정립의 미세화를 달성할 수 없게 되어, 강도 부족의 요인이 된다.

또한, FET 를 950 ℃ 이하로 낮게 제어하는 방법으로는, 조압연에 있어서의 패스수를 증가시키거나, 원하는 마무리 압연의 개시 온도가 될 때까지 조압연 후의 시트 바를 대기시키거나, 혹은 조압연과 마무리 압연 사이에 수랭시키는 것 등을 예시할 수 있다.

마무리 압연의 출측 온도 (마무리 압연의 종료 온도) (FDT) : 820 ∼ 920 ℃

마무리 압연의 출측 온도 (마무리 압연 종료 온도) (FDT) 가 820 ℃ 미만에서는, 마무리 압연이 변태점 미만의 압연이 되어, 강판 단부 (에지부) 와 중앙부 (센터부) 의 조직차로부터 큰 강도차를 발생시키기 쉬워짐과 함께, 강도 부족의 요인이 된다. 한편, 마무리 압연의 종료 온도가 920 ℃ 를 초과하여 고온이 되면, 오스테나이트 입자가 조대화되고, 권취 온도를 높게 해도 마텐자이트상이 생성되기 쉬워져, 강도 편차를 발생시키기 쉬워진다. 이러한 점에서, 마무리 압연의 출측 온도 (마무리 압연 종료 온도) (FDT) 를 820 ∼ 920 ℃ 의 범위의 온도로 한정하였다.

또한, 상기한 마무리 압연의 출측 온도 (마무리 압연의 종료 온도) (FDT) 를 확보하기 위하여, 마무리 압연 전에 유도 가열 장치 (induction heating apparatus) 등으로, 시트 바 전체를, 혹은 단부 (에지부) 만을 가열해도 된다. 또한, 여기서 말하는 마무리 압연에 있어서의 온도는, 방사 온도계 (radiation thermometer) 에 의한 표면 온도로 한다.

마무리 압연 종료 후, 코일상으로 권취될 때까지, 열연 강대는 런아웃 테이블 (runout table) 상에서 냉각된다. 또한, 권취 온도의 정밀도를 향상시킨다는 관점에서, 50 ℃/s 이상의 냉각 속도로 냉각시켜도 된다.

마무리 압연 종료 후, 열연 강대는 코일상으로 권취된다. 본 발명에서는, 권취 온도는 650 ∼ 800 ℃ 의 범위의 온도로 한다.

권취 온도 : 650 ∼ 800 ℃

권취 온도가 650 ℃ 미만에서는, 마무리 압연 종료 후의 냉각 중에 마텐자이트를 생성할 우려가 있어, 강도 편차가 증대되는 경향이 된다. 한편, 800 ℃ 를 초과하여 높아지면, 조대한 AlN 이 석출되고, 또 결정립이 조대화되어, 강도 편차가 증대되는 경향이 된다. 이 때문에, 열연 강대를 코일상으로 권취하는 온도 (권취 온도) 는 650 ∼ 800 ℃ 의 범위의 온도로 한정하였다. 또한, 바람직하게는 690 ∼ 730 ℃ 이다.

코일상으로 권취된 강대는, 실온까지 냉각된다. 또한, 냉각 시간의 단축을 위하여, 코일이 400 ℃ 이하까지 냉각된 후에는, 수랭에 의해 냉각시켜도 된다. 400 ℃ 이하까지 냉각되면, 그 후, 수랭시켜도 마텐자이트가 생성될 우려는 없어진다.

코일상으로 권취된 열연 강대는, 이어서 연속적으로 공급되어, 가열하지 않고 실온에서 조관 공정이 실시된다.

연속적으로 공급된 열연 강대는, 조관 공정에서, 먼저 대략 원통상의 오픈 관으로 성형된다. 성형 온도는 실온으로 한다. 오픈 관에 대한 성형은, 예를 들어, 브레이크다운 롤 (breakdown roll), 케이지 포밍 롤 (cage forming roll), 핀 패스 롤 (fin pass roll) 등을 직렬로 복수기 배치 형성한, 롤 성형 장치 등을 이용하여 연속적으로 실시하는 것이 바람직하지만, 이것에 한정되지 않음은 말할 필요도 없다. 대략 원통상으로 성형된 오픈 관은, 이어서 스퀴즈 롤에 의해 원주 방향 단부끼리를 맞대고, 고주파 저항 용접 등에 의해, 그 맞댐부가 전봉 용접되어 전봉 강관이 된다.

또한, 전봉 용접된 용접부 (weld zone) (심부 (seam portion)) 만은, 조직 개선을 위하여 900 ∼ 1050 ℃ 정도로 가열하는 열처리 (심 어닐 (seam annealing)) 를 실시해도 된다.

또, 조관 공정 후, 얻어진 전봉 강관에, 형상 교정 (shape sizing) 을 목적으로 한, 축경률 (reduction of diameter) : 0.3 ∼ 5 ％ 의 축경 압연을 실온에서 실시해도 된다. 축경률이 0.3 ％ 미만에서는, 형상 교정이라는 소기의 목적을 달성할 수 없다. 한편, 축경률이 5 ％ 를 초과하여 커지면, 균열이 발생하기 쉬워진다. 이 때문에, 축경 압연의 축경률은 0.3 ∼ 5 ％ 의 범위로 하는 것이 바람직하다. 또한, 보다 바람직하게는 1.5 ％ 이하이다.

[실시예]

표 1 에 나타내는 조성의 용강을 전로에서 용제하고, 연속 주조법으로 슬래브 (강 소재) 로 하였다. 이들 슬래브를, 가열 온도 : 1210 ∼ 1240 ℃ 로 가열한 후, 970 ∼ 1000 ℃ 의 온도 범위에서 조압연을 실시하고, 표 2 에 나타내는 조건의 마무리 압연을 포함하는 열간 압연을 실시하고, 표 2 에 나타내는 권취 온도에서 코일상으로 권취하는 열연 공정을 실시하여, 열연 강대 (판두께 : 12.4 ㎜) 로 하였다. 이어서, 코일상으로 권취된 열연 강대를 공급하여, 롤에 의한 연속 성형으로 대략 원통상의 오픈 관으로 하고, 나아가 스퀴즈 롤에 의해, 그 오픈 관의 원주 방향 단부끼리를 맞대고, 고주파 저항 용접에 의해 전봉 용접하는 조관 공정을 실시하여, 전봉 강관 (외경 508 ㎜φ × 두께 12.7 ㎜) 으로 하였다. 또한, 전봉 용접부만, 조직 개선을 위하여 980 ℃ 로 가열하는 열처리 (심 어닐 처리) 를 실시하였다. 조관 후, 실온에서 사이저 (sizer) 에 의해 축경률 : 0.6 ％ 의 축경 압연을 실시하고, 형상 교정을 실시하였다.

얻어진 전봉 강관으로부터, ASTM A370 의 규정에 준거하여, 관 길이 방향이 인장 방향이 되도록 인장 시험편 (폭 : 38 ㎜) 을 잘라내고, 인장 시험을 실시하여, 인장 특성 (항복 강도 (YS), 인장 강도 (TS), 연신 (El)) 을 구하였다. 또한, 인장 시험편은, 동일 코일 내의 각 위치 (코일 외주부 (코일 미단으로부터 10 m), 코일 중앙부 (코일 미단으로부터 60 m), 코일 내주부 (코일 선단으로부터 10 m)) 에 상당하는 위치로부터 채취하였다.

얻어진 코일 길이 방향 각 위치에 있어서의 인장 강도 (TS) 로부터, 최대값과 최소값의 차 (ΔTS) 를 산출하여, 코일 내의 재질 편차 (강도 편차) 를 평가하였다.

얻어진 결과를 표 3 에 나타낸다.

본 발명예는 모두, 조관시의 가열을 실시하지 않고, 또 조관 후에 추가로 열간의 축경 압연이나 회전 교정 등을 실시하지 않고, ΔTS : 20 ㎫ 미만으로 재질 편차가 적고, 항복비 : 80 ％ 이하의 저항복비와, 항복 강도 (YS) : 379 ∼ 552 ㎫, 인장 강도 (TS) : 655 ㎫ 이상의 고강도를 갖는 전봉 강관으로 되어 있다. 한편, 본 발명의 범위를 벗어나는 비교예는, 재질 편차가 ΔTS : 20 ㎫ 이상으로 크거나, 혹은 원하는 고강도 (TS : 655 ㎫ 이상) 를 안정적으로 만족할 수 없었다.

강관 No.2 에서는, 마무리 압연 개시 온도가 본 발명의 950 ℃ 의 상한값의 규정을 초과하고 있기 때문에, 코일 내주부의 TS 가 본 발명의 규정을 벗어나 있고, ΔTS 가 크다.

또, 강관 No.3 에서는, 권취 온도가 본 발명의 650 ℃ 의 하한값의 규정을 밑돌고 있기 때문에, ΔTS 및 코일 중앙부, 내주부의 TS 가 본 발명의 규정을 벗어나 있다. 또, 강관 No.5 에서는, 강판의 조성에서, C 와 Mn 이 본 발명의 하한값 미만이기 때문에, ΔTS 및 코일 중앙부, 내주부의 TS 가 본 발명의 규정을 벗어나 있다.

또, 강관 No.7 에서는, 마무리 압연 종료 온도가 본 발명의 820 ℃ 의 하한값의 규정을 밑돌고 있기 때문에, 코일 중앙부, 내주부의 TS 가 본 발명의 규정을 벗어나 있다.

Claims

강 소재를 가열하고, 조압연 및 마무리 압연을 실시하여 열연 강대로 하고, 그 열연 강대를 코일상으로 권취하는 열연 공정과, 상기 코일상으로 권취된 열연 강대를 연속적으로 공급하여, 롤 성형에 의해 대략 원통상의 오픈 관으로 한 후, 그 오픈 관의 원주 방향 단부끼리를 맞대고, 전봉 용접하는 조관 공정을 실시하여 전봉 강관으로 할 때,
상기 강 소재를, 질량％ 로,
C : 0.38 ∼ 0.45 ％, Si : 0.1 ∼ 0.3 ％,
Mn : 1.0 ∼ 1.8 ％, P : 0.03 ％ 이하,
S : 0.03 ％ 이하, sol.Al : 0.01 ∼ 0.07 ％,
N : 0.01 ％ 이하
를 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지는 조성을 갖는 강 소재로 하고,
상기 마무리 압연을, 마무리 압연 개시 온도가 950 ℃ 이하, 마무리 압연 종료 온도가 820 ∼ 920 ℃ 의 범위의 온도가 되는 압연으로 하고, 상기 열연 강대를 코일상으로 권취하는 권취 온도를 650 ∼ 800 ℃ 의 범위의 온도로 하고, 상기 조관 공정을 실온에서 실시하는 공정으로 하는 전봉 강관의 제조 방법.
제 1 항에 있어서,
상기 조성에 더하여 추가로, 질량％ 로, Cu : 0.03 ∼ 0.4 ％, Ni : 0.03 ∼ 0.3 ％, Sn : 0.001 ∼ 0.005 ％ 중에서 선택된 1 종 또는 2 종 이상을 함유하는 조성으로 하는 전봉 강관의 제조 방법.
제 1 항 또는 제 2 항에 있어서,
상기 조성에 더하여 추가로, 질량％ 로, Ca : 0.001 ∼ 0.003 ％ 를 함유하는 조성으로 하는 것을 특징으로 하는 전봉 강관의 제조 방법.
질량％ 로,
C : 0.38 ∼ 0.45 ％, Si : 0.1 ∼ 0.3 ％,
Mn : 1.0 ∼ 1.8 ％, P : 0.03 ％ 이하,
S : 0.03 ％ 이하, sol.Al : 0.01 ∼ 0.07 ％,
N : 0.01 ％ 이하
를 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지는 조성을 갖고, 항복 강도 (YS) : 379 ∼ 552 ㎫, 인장 강도 (TS) : 655 ㎫ 이상의 고강도와, 항복비 : 80 ％ 이하의 저항복비를 갖는 저항복비 고강도 전봉 강관.
제 4 항에 있어서,
상기 조성에 더하여 추가로, 질량％ 로, Cu : 0.03 ∼ 0.4 ％, Ni : 0.03 ∼ 0.3 ％, Sn : 0.001 ∼ 0.005 ％ 중에서 선택된 1 종 또는 2 종 이상을 함유하는 조성으로 하는 저항복비 고강도 전봉 강관.
제 4 항 또는 제 5 항에 있어서,
상기 조성에 더하여 추가로, 질량％ 로, Ca : 0.001 ∼ 0.003 ％ 를 함유하는 조성으로 하는 저항복비 고강도 전봉 강관.
연속적으로 공급하여, 롤 성형에 의해 대략 원통상의 오픈 관으로 한 후, 그 오픈 관의 원주 방향 단부끼리를 맞대고, 전봉 용접하는 조관 공정에 있어서, 제 1 항 내지 제 3 항에 기재된 전봉 강관을 실온에서 제조하는 것이 가능한 열연 강대의 제조 방법.
연속적으로 공급하여, 롤 성형에 의해 대략 원통상의 오픈 관으로 한 후, 그 오픈 관의 원주 방향 단부끼리를 맞대고, 전봉 용접하는 조관 공정에 있어서, 제 4 항 내지 제 6 항에 기재된 전봉 강관을 실온에서 제조하는 것이 가능한 열연 강대.
강 소재를 가열하고, 조압연 및 마무리 압연을 실시하여 열연 강대로 하고, 그 열연 강대를 코일상으로 권취하는 열연 공정과, 상기 코일상으로 권취된 열연 강대를 연속적으로 공급하여, 롤 성형에 의해 대략 원통상의 오픈 관으로 한 후, 그 오픈 관의 원주 방향 단부끼리를 맞대고, 전봉 용접하는 조관 공정을 실시하여 전봉 강관으로 할 때,
상기 강 소재를, 질량％ 로,
C : 0.38 ∼ 0.45 ％, Si : 0.1 ∼ 0.3 ％,
Mn : 1.0 ∼ 1.8 ％, P : 0.03 ％ 이하,
S : 0.03 ％ 이하, sol.Al : 0.01 ∼ 0.07 ％,
N : 0.01 ％ 이하
를 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지는 조성을 갖는 강 소재로 하고,
상기 마무리 압연을, 마무리 압연 개시 온도가 950 ℃ 이하, 마무리 압연 종료 온도가 820 ∼ 920 ℃ 의 범위의 온도가 되는 압연으로 하고, 상기 열연 강대를 코일상으로 권취하는 권취 온도를 650 ∼ 800 ℃ 의 범위의 온도로 하는 전봉 강관용 열연 강대의 제조 방법.
제 9 항에 있어서,
상기 조성에 더하여 추가로, 질량％ 로, Cu : 0.03 ∼ 0.4 ％, Ni : 0.03 ∼ 0.3 ％, Sn : 0.001 ∼ 0.005 ％ 중에서 선택된 1 종 또는 2 종 이상을 함유하는 조성으로 하는 전봉 강관용 열연 강대의 제조 방법.
제 9 항 또는 제 10 항에 있어서,
상기 조성에 더하여 추가로, 질량％ 로, Ca : 0.001 ∼ 0.003 ％ 를 함유하는 조성으로 하는 것을 특징으로 하는 전봉 강관용 열연 강대의 제조 방법.