KR20150125142A

KR20150125142A - 열연강판 및 그 제조 방법

Info

Publication number: KR20150125142A
Application number: KR1020140051856A
Authority: KR
Inventors: 최종민; 한성경; 임지형; 지현주; 허성열
Original assignee: 현대제철 주식회사
Priority date: 2014-04-29
Filing date: 2014-04-29
Publication date: 2015-11-09

Abstract

금 성분 조절 및 공정 조건 제어를 통하여 조관 후에도 비열처리형 K55 규격을 만족하는 유정관용 열연강판 및 그 제조 방법에 대하여 개시한다.
본 발명에 따른 열연강판 제조 방법은 (a) 중량%로, C : 0.33 ~ 0.37%, Si : 0.3% 이하, Mn : 1.1 ~ 1.3%, P : 0.01% 이하, S : 0.001% 이하, Al : 0.02 ~ 0.06%, Cr : 0.05 ~ 0.20%, N : 0.006% 이하 및 나머지 철(Fe)과 기타 불가피한 불순물로 이루어지는 슬라브 판재를 SRT(Slab Reheating Temperature) : 1150 ~ 1250℃에서 2 ~ 4시간 동안 재가열하는 단계; (b) 상기 재가열된 판재를 FDT(Finish Delivery Temperature) : 800 ~ 850℃ 조건으로 마무리 열간압연하는 단계; 및 (c) 상기 마무리 열간압연된 판재를 CT(Coiling Temperature) : 620 ~ 660℃까지 냉각하여 권취하는 단계;를 포함하는 것을 특징으로 한다.

Description

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

본 발명은 열연강판 및 그 제조 방법에 관한 것으로, 보다 상세하게는 합금 성분 조절 및 공정 조건 제어를 통하여 조관 후에도 비열처리형 K55 규격을 만족하는 유정관용 열연강판 및 그 제조 방법에 관한 것이다.

최근 전 세계적인 자원고갈의 문제점이 대두됨에 따라 심해저 혹은 극지방에서의 원유 또는 가스의 채굴 및 수송 작업이 증가하고 있다.

이에 따라, 대규모 파이프 라인 건설이 증가하고 있으며, 종래에 비하여 고강도를 갖는 소재에 대한 요구가 증가하고 있다.

이러한 파이프 라인 등에 사용되는 소재는 주로 열연강판이다.

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

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

열간압연 과정에서는 압연롤을 이용하여 고온에서 슬라브 판재를 최종 두께로 압연한다.

냉각/권취 과정에서는 압연이 마무리된 판재를 특정한 권취 온도(Coiling Temperature : CT)까지 냉각(cooling)하여 권취한다.

관련 선행문헌으로는 대한민국 공개특허공보 제10-1990-0009152호(1990.07.02. 공개)가 있다.

본 발명의 목적은 합금 성분 조절 및 공정 조건 제어를 통하여 조관 후에도 비열처리형 K55 규격을 만족하는 유정관용 열연강판을 제조하는 방법을 제공하는 것이다.

본 발명의 다른 목적은 상기 방법으로 제조되어, 인장강도(TS) : 655MPa 이상, 항복강도(YS) : 379 ~ 552MPa, 라멜라 간격 : 160nm 이상, 콜로니 크기 : 7.5㎛ 이하 및 시멘타이트 두께 : 70nm 이하를 갖는 열연강판을 제공하는 것이다.

상기 목적을 달성하기 위한 본 발명의 실시예에 따른 열연강판 제조 방법은 (a) 중량%로, C : 0.33 ~ 0.37%, Si : 0.3% 이하, Mn : 1.1 ~ 1.3%, P : 0.01% 이하, S : 0.001% 이하, Al : 0.02 ~ 0.06%, Cr : 0.05 ~ 0.20%, N : 0.006% 이하 및 나머지 철(Fe)과 기타 불가피한 불순물로 이루어지는 슬라브 판재를 SRT(Slab Reheating Temperature) : 1150 ~ 1250℃에서 2 ~ 4시간 동안 재가열하는 단계; (b) 상기 재가열된 판재를 FDT(Finish Delivery Temperature) : 800 ~ 850℃ 조건으로 마무리 열간압연하는 단계; 및 (c) 상기 마무리 열간압연된 판재를 CT(Coiling Temperature) : 620 ~ 660℃까지 냉각하여 권취하는 단계;를 포함하는 것을 특징으로 한다.

상기 다른 목적을 달성하기 위한 본 발명의 실시예에 따른 열연강판은 중량%로, C : 0.33 ~ 0.37%, Si : 0.3% 이하, Mn : 1.1 ~ 1.3%, P : 0.01% 이하, S : 0.001% 이하, Al : 0.02 ~ 0.06%, Cr : 0.05 ~ 0.20%, N : 0.006% 이하 및 나머지 철(Fe)과 기타 불가피한 불순물로 이루어지며, 최종 미세조직이 페라이트 및 펄라이트를 포함하는 복합 조직을 가지며, 인장강도(TS) : 655MPa 이상 및 항복강도(YS) : 379 ~ 552MPa를 갖는 것을 특징으로 한다.

본 발명은 합금 성분 조절 및 공정 조건 제어를 통하여, 조관 후에도 비열처리형 K55 규격을 만족하면서 우수한 가공 경화 억제 특성을 가질 뿐만 아니라, 우수한 저항복비 및 가공 경화 특성을 나타내는데, 이는 탄소(C), 망간(Mn) 등의 합금성분 조절 및 공정 조건 제어에 의한 상분율 및 펄라이트 미세구조의 제어 때문이며, 저온 권취가 필요하지 않아 설비 부하를 막아 생산성을 향상시킬 수 있다.

이를 통해, 본 발명에 따른 방법으로 제조되는 열연강판은 인장강도(TS) : 655MPa 이상, 항복강도(YS) : 379 ~ 552MPa, 라멜라 간격 : 160nm 이상, 콜로니 크기 : 7.5㎛ 이하, 시멘타이트 두께 : 70nm 이하 및 YPE(yield point elongation) : 0.7 이상을 갖는다.

도 1은 본 발명의 실시예에 따른 열연강판 제조 방법을 나타낸 공정 순서도이다.
도 2는 FDT 및 CT 조건별 항복점 연신율 측정 결과를 나타낸 모식도이다.
도 3은 실시예 1 및 비교예 1 ~ 2에 따른 시편들에 대한 최종 미세조직을 나타낸 사진이다.
도 4는 실시예 2 및 비교예 3 ~ 4에 따른 시편들에 대한 최종 미세조직을 나타낸 사진이다.
도 5는 실시예 3 및 비교예 5 ~ 6에 따른 시편들에 대한 최종 미세조직을 나타낸 사진이다.
도 6은 합금성분에 따른 조관 후 항복강도 변화를 나타낸 그래프이다.

본 발명의 특징과 이를 달성하기 위한 방법은 첨부되는 도면과, 후술되어 있는 실시예를 참조하면 명확해진다. 그러나 본 발명은 이하에 개시되는 실시예에 한정되는 것은 아니며, 서로 다른 다양한 형태로 구현될 수 있다. 본 실시예는 본 발명의 개시가 완전하도록 하기 위함이며, 본 발명이 속하는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 자에게 발명의 범주를 완전하게 알려주기 위해 제공되는 것이다. 본 발명은 청구항의 기재에 의해 정의될 뿐이다.

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

열연강판

본 발명에 따른 열연강판은 C, Si, Mn, Cr의 함량비를 엄격히 제어함과 더불어 열간압연 및 냉각 조건을 엄격히 제어함으로써, 조관 후에도 비열처리형 K55 규격을 만족할 수 있다.

이를 위해, 본 발명에 따른 열연강판은 중량%로, C : 0.33 ~ 0.37%, Si : 0.3% 이하, Mn : 1.1 ~ 1.3%, P : 0.01% 이하, S : 0.001% 이하, Al : 0.02 ~ 0.06%, Cr : 0.05 ~ 0.20%, N : 0.006% 이하 및 나머지 철(Fe)과 기타 불가피한 불순물로 이루어진다.

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

탄소(C)

탄소(C)는 강도 확보 및 미세조직 제어를 위해 첨가된다. 강도를 위해서는 다량의 펄라이트 미세구조가 요구되나, 저항복비를 갖기 위해서는 단면면적율로 20% 이상의 페라이트 조직이 확보되어야 한다.

따라서, 상기 탄소(C)는 강도와 저항복 특성을 동시에 확보하기 위해 본 발명에 따른 열연강판 전체 중량의 0.33 ~ 0.37 중량%의 함량비로 첨가되는 것이 바람직하다. 탄소(C)의 함량이 0.33 중량% 미만일 경우에는 충분한 강도를 확보하는 데 어려움이 따를 수 있다. 반대로, 탄소(C)의 함량이 0.37 중량%를 초과할 경우에는 인성 저하를 야기할 수 있으며, 전기저항용접(ERW)시 용접성의 저하를 가져오는 문제점이 있다.

실리콘(Si)

실리콘(Si)은 페라이트 안정화 원소로써 페라이트 변태시 과냉도를 증가시켜 결정립을 미세하게 하고 탄화물 형성을 억제한다. 다만, 본 발명에서 실리콘의 함량이 열연강판 전체 중량의 0.3 중량%를 초과하여 다량 첨가될 시 강의 용접성을 떨어뜨리고 재가열공정 및 열간압연 시에 적스케일을 생성시킴으로써 표면품질에 문제를 줄 수 있으며, 용접 후 도금성을 저해할 수 있다.

망간(Mn)

망간(Mn)은 오스테나이트 안정화 원소로써 고용강화에 매우 효과적이고 강의 경화능 증가에 큰 영향을 미친다. 망간 첨가시 강의 평형온도가 감소하여 페라이트 감소 및 펄라이트 증가와 펄라이트의 라멜라 간격을 감소시키게 된다.

상기 망간(Mn)은 본 발명에 따른 열연강판 전체 중량의 1.1 ~ 1.3 중량%의 함량비로 첨가되는 것이 바람직하다. 망간(Mn)의 함량이 1.1 중량% 미만일 경우에는 그 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 망간의 함량에 따라 강도와 인성 및 항복비를 제어할 수 있지만, 1.3 중량%를 초과하여 다량 첨가될 시 MnS 개재물 형성 및 주조시 중심편석을 유발하여 강의 내부식성을 크게 저하시키는 문제가 있다.

한편, 본 발명에 따른 열연강판은 하기 식 1의 함량 범위 내로 실리콘(Si) 및 망간(Mn)을 첨가하는 것이 더 바람직하다.

식 1 : 6 ≤ [Mn]/[Si] ≤ 10

(여기서, [ ]는 각 원소의 중량%)

이는 1.2 중량% 이상의 망간(Mn)이 첨가되는 강의 경우, 강관 제조를 위한 ERW 용접 시, Mn/Si 비가 6 ~ 10 범위 내에 들어야 용융온도는 내려서 용접부에 발생하는 Mn-Si-O 개재물을 외부로 배출시켜 용접부 균열 발생을 현저히 감소시킬 수 있기 때문이다. 만일, Mn/Si 비율이 6 미만일 경우 또는 10을 초과할 경우, 고온에서 안정한 MnO, SiO₂ 산화물을 생성시킴으로써 ERW 용접 시 훅 크랙(Hook crack)을 유발하여 용접부 품질을 크게 저하시키는 문제점이 있다.

인(P)

인(P)은 시멘타이트 형성을 억제하고, 강도를 증가시키기 위해 첨가된다.

그러나, 인(P)은 용접성을 악화시키고, 슬라브 중심 편석(slab center segregation)에 의해 내부식성을 저하시키는 문제가 있다. 또한, 오스테나이트 결정립계에 편석하여 인성을 열화시킨다. 따라서, 본 발명에서는 인(P)의 함량을 열연강판 전체 중량의 0.01 중량% 이하로 제한하였다.

황(S)

황(S)은 강의 인성 및 용접성을 저해하고, MnS 비금속 개재물을 증가시켜 강의 내부식성을 저하시킨다. 특히, 상기 황(S)은 망간(Mn)과 결합하여 MnS 비금속 개재물을 형성함으로써 응력부식균열에 대한 저항성을 악화시켜 강의 가공 중 크랙을 발생시킬 수 있다.

따라서, 본 발명에서는 황(S)의 함량을 열연강판 전체 중량의 0.001 중량% 이하의 함량비로 제한하였다.

알루미늄(Al)

알루미늄(Al)은 제강시의 탈산을 위해 첨가한다.

상기 알루미늄(Al)은 본 발명에 따른 열연강판 전체 중량의 0.02 ~ 0.06 중량%의 함량비로 첨가되는 것이 바람직하고, 더욱 바람직하게는 0.04 중량%를 제시할 수 있다. 알루미늄(Al)의 함량이 0.02 중량% 미만일 경우 충분한 탈산 효과를 얻을 수 없다. 반대로, 알루미늄(Al)의 함량이 0.06 중량%를 초과할 경우에는 용접성을 저해하는 문제점이 있다.

크롬(Cr)

크롬(Cr)은 크롬은 망간과 마찬가지로 평형온도를 저하시키므로 강의 강도와 항복비에 영향을 줄 수 있다. 이때, 크롬(Cr)의 함량이 0.05 중량% 미만일 경우에는 그 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 크롬(Cr)의 함량이 0.20 중량%를 초과하여 다량 첨가될 시에는 탄소와 결합하여 탄화물을 형성할 수 있으며, 이는 항복강도를 상승시키는 원인이 된다. 따라서, 강의 상변태에만 영향을 주며 탄화물 생성을 억제하기 위해서는 크롬(Cr)이 본 발명에 따른 열연강판 전체 중량의 0.05 ~ 0.20 중량%의 함량비로 첨가되는 것이 바람직하다.

질소

질소(N)는 탄질화물을 형성함으로써 결정립을 미세화시키나, 다량 첨가 시 고용 질소가 증가하여 강의 충격특성 및 연신율을 떨어뜨리고 용접부 인성을 크게 저해하는 문제가 있다. 따라서, 본 발명에서는 질소(N)의 함량을 열연강판 전체 중량의 0.006 중량% 이하의 함량비로 제한하였다.

열연강판 제조 방법

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

도 1을 참조하면, 도시된 본 발명의 실시예에 따른 열연강판 제조 방법은 슬라브 재가열 단계(S110), 열간압연 단계(S120) 및 냉각/권취 단계(S130)를 포함한다. 이때, 슬라브 재가열 단계(S110)는 반드시 수행되어야 하는 것은 아니나, 석출물의 재고용 등의 효과를 도출하기 위해서는 실시하는 것이 더 바람직하다.

본 발명에 따른 열연강판 제조 방법에서 열연공정의 대상이 되는 반제품 상태의 슬라브 판재는 중량%로, C : 0.33 ~ 0.37%, Si : 0.3% 이하, Mn : 1.1 ~ 1.3%, P : 0.01% 이하, S : 0.001% 이하, Al : 0.02 ~ 0.06%, Cr : 0.05 ~ 0.20%, N : 0.006% 이하 및 나머지 철(Fe)과 기타 불가피한 불순물로 이루어진다.

이때, 상기 조성을 갖는 슬라브 판재는 제강공정을 통해 원하는 조성의 용강을 얻은 다음에 연속주조공정을 통해 얻어질 수 있다.

슬라브 재가열

슬라브 재가열 단계(S110)에서는 상기의 조성을 갖는 슬라브 판재를 SRT(Slab Reheating Temperature) : 1150 ~ 1250℃에서 2 ~ 4시간 동안 재가열한다. 이러한 슬라브 판재의 재가열을 통하여, 주조 시 편석된 성분의 재고용 및 석출물의 재고용이 발생할 수 있다.

슬라브 재가열 온도가 1150℃ 미만일 경우에는 주조시 편석된 성분들이 충분히 고르게 분포되지 않는 문제점이 있다. 반대로, 재가열 온도가 1250℃를 초과할 경우 매우 조대한 오스테나이트 결정립이 형성되어 강도 확보가 어렵게 된다. 또한, 슬라브 재가열 온도가 올라갈수록 가열 비용 및 압연 온도를 맞추기 위한 추가 시간 소요 등으로 제조 비용 상승 및 생산성 저하를 야기하므로 바람직하지 못하다.

열간압연

열간압연 단계(S120)는 재가열된 판재를 FDT(Finish Delivery Temperature) : 800 ~ 850℃ 조건으로 마무리 열간압연한다.

이때, 마무리 열간압연온도(FDT)를 800 ~ 850℃의 저온 조건으로 실시하는 것은 페라이트 결정립 및 펄라이트 콜로니 크기를 줄이기 위함이다.

이때, 마무리 열간압연온도(FDT)가 800℃ 미만일 경우에는 페라이트가 나타나는 온도인 Ae3가 766℃이므로 압연중 변형 유기 페라이트 변태가 발생하여 펄라이트 양이 감소하므로 강도 저하를 야기할 수 있다. 반대로, 마무리 열간압연온도(FDT)가 850℃를 초과할 경우에는 연성 및 인성은 우수하나, 강도가 급격히 저하되는 문제가 있다.

이때, 열간압연은 미재결정 영역에서의 누적압하율이 50 ~ 80%가 되도록 실시될 수 있다. 만일, 열간압연의 누적압하율이 50% 미만일 경우에는 균일하면서도 미세한 조직을 확보하는 것이 어려워 강도 및 충격인성의 편차가 심하게 발생할 수 있다. 반대로, 열간압연의 누적압하율이 80%를 초과할 경우에는 압연 공정 시간이 길어져 생선성이 저하되는 문제가 있다.

냉각/권취

냉각/권취 단계(S130)에서는 마무리 열간압연된 판재를 CT(Coiling Temperature) : 620 ~ 660℃까지 냉각하여 권취한다.

이때, 펄라이트 양의 제어를 위해 권취 온도(CT)에서 상변태를 집중적으로 발생시켜야 하므로, 마무리 열간압연 후 냉각은 가능한 빠를수록 좋다. 강판의 두께에 따라 냉각 속도가 다르지만 고탄소 강이므로 20℃/sec 이상, 보다 구체적으로 20 ~ 50℃/sec의 속도로 냉각을 실시하면 냉각 중 변태를 억제할 수 있다. 권취 온도는 강도 확보를 위한 펄라이트/페라이트의 양 제어 및 저항복비 확보를 위한 펄라이트 구조 제어를 위해 Ae1(680℃) 온도 직하인 660℃ 이하로 실시하였다.

이때, 권취 온도(CT)가 620℃ 미만일 경우에는 강의 제조비용이 증가하며, 저온 조직이 생성되어 강도 확보에는 유리하나, 저온 인성에 취약해지는 문제가 있다. 반대로, 권취 온도(FCT)가 660℃를 초과할 경우에는 강도 확보에 어려움이 따를 수 있다.

또한, 냉각 속도가 20℃/sec 미만일 경우에는 충분한 강도 및 인성 확보가 어렵다. 반대로, 냉각 속도가 50℃/sec를 초과할 경우에는 냉각 제어가 어려우며, 과도한 냉각으로 강판의 형상에 불리할 수 있다.

상기의 과정(S110 ~ S130)으로 제조되는 열연강판은 합금 성분 조절 및 공정 조건 제어를 통하여, 조관 후에도 비열처리형 K55 규격을 만족하면서 우수한 가공 경화 억제 특성을 가질 뿐만 아니라, 우수한 저항복비 및 가공 경화 특성을 나타내는데, 이는 탄소(C), 망간(Mn) 등의 합금성분 조절 및 공정 조건 제어에 의한 상분율 및 펄라이트 미세구조의 제어 때문이며, 저온 권취가 필요하지 않아 설비 부하를 막아 생산성을 향상시킬 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. 시편의 제조

표 1의 조성과 표 2의 공정 조건으로 실시예 1 ~ 3 및 비교예 1 ~ 6에 따른 시편들을 제조하였다.

[표 1] (단위 : 중량%)

[표 2]

2. 기계적 물성 평가

표 3는 실시예 1 ~ 3 및 비교예 1 ~ 6에 따라 제조된 시편들에 대한 기계적 물성 평가 결과를 나타낸 것이다.

[표 3]

표 1 내지 표 3을 참조하면, 실시예 1 ~ 3에 따라 제조되는 시편들의 경우, 목표값에 해당하는 인장강도(TS) : 655MPa 이상 및 항복강도(YS) : 379 ~ 552MPa를 모두 만족하는 것을 알 수 있다.

특히, 실시예 1 ~ 3에 따른 시편들의 경우, 하기 식 2에 의해 인장 미분값으로부터 측정된 값인 YPE(yield point elongation)가 0.7 이상을 모두 만족하는 것을 알 수 있다.

식 2 : YPE = ε'[1st peak] - ε'[0.5%]

반면, 비교예 1 ~ 6에 따른 시편들의 경우, 인장강도(TS) 및 항복강도(YS)는 대부분 K55 규격을 만족하였으나, YPE(yield point elongation)가 목표값에 미달하는 것을 알 수 있다.

한편, 도 2는 FDT 및 CT 조건별 항복점 연신율 측정 결과를 나타낸 모식도이다.

도 2에 도시된 바와 같이, YPE는 FDT가 낮을수록 증가하며, CT는 특정 온도에서(640℃) 피크 점을 갖는데, 이는 페라이트 분율 및 펄라이트 미세 구조에 열간압연 및 냉각 조건이 영향을 미치기 때문인 것으로 파악된다. 특히, 펄라이트의 라멜라 간격, 콜로니 크기 및 시멘타이트 두께는 펄라이트 내 라멜라 구조 형성시 강판 내부의 가동 전위 밀도를 결정하므로 YPE를 결정하는 중요 요소라 할 수 있다.

도 3은 실시예 1 및 비교예 1 ~ 2에 따른 시편들에 대한 최종 미세조직을 나타낸 사진이고, 도 4는 실시예 2 및 비교예 3 ~ 4에 따른 시편들에 대한 최종 미세조직을 나타낸 사진이며, 도 5는 실시예 3 및 비교예 5 ~ 6에 따른 시편들에 대한 최종 미세조직을 나타낸 사진이다.

도 3 내지 도 5에 도시된 바와 같이, 실시예 1 ~ 3에 따른 시편들의 경우, 최종 미세조직이 페라이트 및 펄라이트를 포함하는 복합조직을 갖는 것을 알 수 있다. 특히, 실시예 1 ~ 3에 따른 시편들의 경우, 라멜라 간격 : 160nm 이상, 콜로니 크기 : 7.5㎛ 이하 및 시멘타이트 두께 : 70nm 이하를 갖는 것을 확인하였다.

반면, 비교예 1 ~ 6에 따른 시편들의 경우, 라멜라 간격이 불규칙할 뿐만 안라, 콜로니 크기 및 시멘타이트 두께가 목표값을 만족하지 못하는 것을 확인할 수 있다.

또한, 도 6은 합금성분에 따른 조관 후 항복강도 변화를 나타낸 그래프이다.

도 6에 도시된 바와 같이, 합금성분에 따른 조관 후 항복강도 변화는 탄소 및 망간이 작을수록 항복강도 증가량이 작은 것으로 나타났으며, 실험 결과 조관 후에도 항복강도가 규격을 만족하려면 0.35C-1.2Mn계가 최적임을 알아내었다.

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/권취 단계

Claims

(a) 중량%로, C : 0.33 ~ 0.37%, Si : 0.3% 이하, Mn : 1.1 ~ 1.3%, P : 0.01% 이하, S : 0.001% 이하, Al : 0.02 ~ 0.06%, Cr : 0.05 ~ 0.20%, N : 0.006% 이하 및 나머지 철(Fe)과 기타 불가피한 불순물로 이루어지는 슬라브 판재를 SRT(Slab Reheating Temperature) : 1150 ~ 1250℃에서 2 ~ 4시간 동안 재가열하는 단계;
(b) 상기 재가열된 판재를 FDT(Finish Delivery Temperature) : 800 ~ 850℃ 조건으로 마무리 열간압연하는 단계; 및
(c) 상기 마무리 열간압연된 판재를 CT(Coiling Temperature) : 620 ~ 660℃까지 냉각하여 권취하는 단계;를 포함하는 것을 특징으로 하는 열연강판 제조 방법.
제1항에 있어서,
상기 (a) 단계에서,
상기 슬라브 판재는
하기 식 1을 만족하는 범위에서 상기 망간(Mn) 및 실리콘(Si)을 포함하는 것을 특징으로 하는 열연강판 제조 방법.

식 1 : 6 ≤ [Mn]/[Si] ≤ 10
(여기서, []는 각 원소의 중량%)
제1항에 있어서,
상기 (c) 단계에서,
상기 냉각은
20 ~ 50℃/sec의 속도로 실시하는 것을 특징으로 하는 열연강판 제조 방법.
중량%로, C : 0.33 ~ 0.37%, Si : 0.3% 이하, Mn : 1.1 ~ 1.3%, P : 0.01% 이하, S : 0.001% 이하, Al : 0.02 ~ 0.06%, Cr : 0.05 ~ 0.20%, N : 0.006% 이하 및 나머지 철(Fe)과 기타 불가피한 불순물로 이루어지며,
최종 미세조직이 페라이트 및 펄라이트를 포함하는 복합 조직을 가지며, 인장강도(TS) : 655MPa 이상 및 항복강도(YS) : 379 ~ 552MPa를 갖는 것을 특징으로 하는 열연강판.
제4항에 있어서,
상기 강판은
하기 식 1을 만족하는 범위에서 상기 망간(Mn) 및 실리콘(Si)을 포함하는 것을 특징으로 하는 열연강판.

식 1 : 6 ≤ [Mn]/[Si] ≤ 10
(여기서, []는 각 원소의 중량%)
제4항에 있어서,
상기 강판은
라멜라 간격 : 160nm 이상, 콜로니 크기 : 7.5㎛ 이하 및 시멘타이트 두께 : 70nm 이하를 갖는 것을 특징으로 하는 열연강판.
제4항에 있어서,
상기 강판은
하기 식 2에 의해 인장 미분값으로부터 측정된 값인 YPE(yield point elongation)가 0.7 이상을 갖는 것을 특징으로 하는 열연강판.

식 2 : YPE = ε'[1st peak] - ε'[0.5%]