KR20130075051A

KR20130075051A - 고강도 고주파용접 강관 및 그 제조방법

Info

Publication number: KR20130075051A
Application number: KR1020110143245A
Authority: KR
Inventors: 우인수; 이은우
Original assignee: 주식회사 포스코; 동원파이프 주식회사
Priority date: 2011-12-27
Filing date: 2011-12-27
Publication date: 2013-07-05
Also published as: KR101359085B1

Abstract

본 발명의 일측면인 고강도 고주파용접 강관은 고주파용접에 의해 모재를 강관으로 용접하여 형성된 용접부를 포함하는 고주파용접 강관으로서, 상기 모재는 중량%로, 탄소(C) 0.3~0.9%, 망간(Mn) 15~30%, 알루미늄(Al) 0.01 ~ 4.0%, 실리콘(Si) 0.5%이하(0%는 제외), 인(P) 0.05% 이하, 황(S) 0.01% 이하, 질소(N) 0.01%이하(0%는 제외)를 포함하고,
니오븀(Nb) 0.02 ~ 0.10%, 티타늄(Ti) 0.01 ~ 0.10% 및 바나듐(V) 0.02 ~ 0.50% 중 1종 또는 2종 이상을 포함하며, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하고,
용접후의 잔존하는 계면에 3㎛ 미만의 장축길이를 갖는 Mn-Al계 산화개재물을 포함한다.
본 발명의 다른 일측면인 고강도 고주파용접 강관의 제조방법은 모재의 용접부를 가열하여 용융시키고 업셋롤에 의해 모재를 용접하여 용접부를 포함하는 고주파용접 강관을 제조하는 방법으로서, 상기 모재는 중량%로, 탄소(C) 0.3~0.9%, 망간(Mn) 15~30%, 알루미늄(Al) 0.01 ~ 4.0%, 실리콘(Si) 0.5%이하(0%는 제외), 인(P) 0.05% 이하, 황(S) 0.01% 이하, 질소(N) 0.01%이하(0%는 제외)를 포함하고, 니오븀(Nb) 0.02 ~ 0.10%, 티타늄(Ti) 0.01 ~ 0.10% 및 바나듐(V) 0.02 ~ 0.50% 중 1종 또는 2종 이상을 포함하며, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하는 강판을 준비하는 단계; 및 상기 강판을 1.026~1.077 KW·M/MIN의 입열량 및 40M/MIN이하의 용접속도로 고주파 용접하여 용접부를 갖는 강관을 제조하는 단계를 포함하고 상기 고주파 용접시 용접부에 불활성 가스를 취입하여 상기 용접후의 잔존하는 계면에 3㎛ 미만의 장축길이를 갖는 Mn-Al계 산화개재물을 포함한다.

Description

고강도 고주파용접 강관 및 그 제조방법{HIGH FREQUENCY WELDING STEEL PIPE HAVING HIGH STRENGTH AND METHOD FOR MANUFACTURING THE SAME}

본 발명은 고강도 고주파용접 강관 및 그 제조방법에 관한 것이다.

최근 자동차 산업은 환경규제의 강화에 따른 차체 경량화를 목적으로 고강도 강재의 채용이 증가하고 있다. 또한, 가공방법 측면에서도 테일러드 블랭크(TWB, Tailor Welded Blank), 하이드로포밍(Hydroforming) 등이 적극 검토되어 기존의 프레스공정을 대체하고 있다.

하이드로포밍 기술은 튜브(tube) 내부에 고압을 작용하여 부품을 성형하는 기술로써, 다수의 부품을 하나의 부품으로 제작하여 부품 조립공정을 줄여 공정비 절감, 부품 경량화 및 재료 가격 감소 등의 효과를 볼 수 있는 장점이 있다. 하이드로포밍용 용접강관은 외경 48.6~165.2mm의 크기가 주로 이용되고 있으며, 대체로 롤(roll)성형 후 용접하여 연속적으로 제조되고 있으며, 여기에 적용되는 용접의 종류로는 TIG, 플라즈마, 고주파, 레이저용접 등이 있다.

TIG용접 강관은 생산성은 낮지만 초기설치비가 적고, 설비운용이 타 용접조관에 비하여 쉽기 때문에 소형제조업체에서 많이 적용하고 있다. 레이저용접 강관은 고밀도 열원인 레이저를 이용하여 용접이 이루어지기 때문에 용접부 품질이 우수하다. 그러나, 레이저열원의 특징에 기인하여 소재의 절단면, 용접심부 등의 정밀한 관리 및 제어가 필요하다. 고주파용접 방법은 유도코일에 의해 가열된 용접심부가 업셋롤(Upset Roll)에 의해 가압되어 용융금속부가 외부로 방출되고, 최종적으로 모재의 고상조직이 잔존하는 용접 방법이다. 타 용접에 비해 용접속도가 매우 빨라 생산성 측면에서 유리하지만 고강도강에서의 품질확보가 곤란한 단점도 있다.

이와 같은 신가공법의 특징은 용접부가 소재와 같이 동일한 조건에서 성형이 이루어지기 때문에 부품재로 적용되기 위해서는 용접부의 품질확보가 매우 중요하다고 할 수 있다. 특히, 고강도 강재의 경우 통상적으로 합금원소가 다량 첨가되므로 용접시에 경화능이 증가하여 용접부의 가공성이 저하되는 문제점이 있다. 더욱이, 780MPa급 이상의 고강도강의 경우에는 용접부의 경화현상이 현저하여 심가공용으로 적용이 곤란하여 품질확보를 위해 후열처리를 적용해야 한다.

한편, 최근에는 망간, 탄소 등의 다량 첨가로 변형 중 쌍정을 유도하여 가공경화율을 증가시켜 높은 연신율을 가지는 오스테나이트 조직의 고강도강인 TWIP(Twinning Induced Plasticity)강과 같은 강종이 개발되고 있는데, TWIP강은 기존의 고강도강(DP, TRIP 등)과 다르게 단상의 오스테나이트 조직을 가지고 있으며, 용접 후에도 상변태가 발생하지 않는 강종이다. 그러나, TWIP강의 용접부는 모재에 비하여 결정립이 조대화되고, TWIP효과가 소실되기 때문에 연화현상이 발생되며, Mn, Al등 산화개재물을 형성하기 쉬운 합금원소가 다량으로 함유되어 용접이음부의 특성이 저하되는 문제가 있다. 또한 용접 후 스프링백 현상으로 인해 적정 조관용접조건 확보에 곤란한 점이 있다. 특히, 박물 용접강관의 경우 롤에 의한 구속이 곤란하여 스프링백 현상이 더욱 현저하게 나타나 가공의 어려움이 있다.

이러한 문제점들을 개선하기 위한 대표적인 기술로는 특허문헌 1에서와 같이 780MPa급 고Mn 비자성 강재의 용접열영향부(HAZ)의 연화현상을 개선할 목적으로, 고온에서도 HAZ에 안정한 탄질화물을 형성하기 위해 Ti, Nb를 복합 첨가하는 기술이 제시되어 있다. 다른 기술로는, 특허문헌 2가 있는데, 상기 기술에는 용접성 및 피삭성이 우수한 고Mn 비자성강으로 Ca 및 S를 엄격하게 제어한 기술이 제시되어 있다. 그러나, 상기 기술들은 내수소취화특성을 개선하지 못하고 있다는 단점이 있다.

또한, 특허문헌 3에는 고Mn 비자성강 용접이음부의 건전한 용접금속을 고효율로 확보하기 위한 아크용접방법이 개시되어 있는데, 여기에서는 산소량을 제한하고, C, Si, Mn, Cr, Ni, N량을 특정한 용접와이어와 PbO를 포함하고 CaF₂, CaO, MgO, SiO₂, Al₂O₃의 양을 특정한 플럭스를 제안하고 있다. 그러나, 상기 기술은 후판 고Mn강에 적용되는 서브머지드아크용접용 용접와이어 및 플럭스에 관한 것으로, 박물 용접강관에 적용하기는 곤란하다는 문제가 있다.

또한, 특허문헌 4에는 용접부 인성이 우수한 인장강도 690~1180MPa의 고강도 고주파용접 강관을 제조하는 방법이 개시되어 있다. 그러나, 상기 방법은 박물 용접강관에서는 용접와이어 및 플럭스의 적용이 곤란하다는 문제가 있다.

또한, 특허문헌 5에는 자동차 구조용 부품의 소재에 이용되는 하이드로포밍 성형성이 우수한 고주파용접 강관을 제조하는 방법이 개시되어 있다. 그러나, 상기 방법은 조관용접전에 700~1200?로 예열을 실시하고 있어, 예열에 따른 추가 설비가 필요하며 관리 또한 용이하지 못하다는 단점이 있다.

또한, 특허문헌 6에는 자동차용 고강도 고주파용접 강관 및 그 제조방법이 관하여 개시되어 있으며, 특허문헌 7에는 후물 고주파용접 강관의 용접부에 고주파유도가열장치에 의해 연속적으로 2회 열처리하는 방법이 개시되어 있다. 그러나, 상기 방법들은 고주파용접 강관을 제조하고, 후열처리를 하기 때문에 후열처리에 필요한 추가 설비 및 관리가 필요하다.

일본 공개특허공보 특개평8-134609호 일본 공개특허공보 특개평8-013092호 일본 공개특허공보 특개평6-192788호 일본 공개특허공보 제2000-084614호 일본 공개특허공보 특개평11-172376호 일본 공개특허공보 특개평10-183292호 일본 공개특허공보 특개평08-319517호

본 발명의 일측면에 따르면, 용접부의 가공성을 향상시킨 고강도 고주파용접 강판 및 그 제조방법을 제공하고자 한다.

본 발명의 일측면인 고강도 고주파용접 강관은 고주파용접에 의해 모재를 강관으로 용접하여 형성된 용접부를 포함하는 고주파용접 강관으로서, 상기 모재는 중량%로, 탄소(C) 0.3~0.9%, 망간(Mn) 15~30%, 알루미늄(Al) 0.01 ~ 4.0%, 실리콘(Si) 0.5%이하(0%는 제외), 인(P) 0.05% 이하, 황(S) 0.01% 이하, 질소(N) 0.01%이하(0%는 제외)를 포함하고,

니오븀(Nb) 0.02 ~ 0.10%, 티타늄(Ti) 0.01 ~ 0.10% 및 바나듐(V) 0.02 ~ 0.50% 중 1종 또는 2종 이상을 포함하며, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하고,

용접후의 잔존하는 계면에 3㎛ 미만의 장축길이를 갖는 Mn-Al계 산화개재물을 포함한다.

본 발명의 다른 일측면인 고강도 고주파용접 강관의 제조방법은 모재의 용접부를 가열하여 용융시키고 업셋롤에 의해 모재를 용접하여 용접부를 포함하는 고주파용접 강관을 제조하는 방법으로서, 상기 모재는 중량%로, 탄소(C) 0.3~0.9%, 망간(Mn) 15~30%, 알루미늄(Al) 0.01 ~ 4.0%, 실리콘(Si) 0.5%이하(0%는 제외), 인(P) 0.05% 이하, 황(S) 0.01% 이하, 질소(N) 0.01%이하(0%는 제외)를 포함하고, 니오븀(Nb) 0.02 ~ 0.10%, 티타늄(Ti) 0.01 ~ 0.10% 및 바나듐(V) 0.02 ~ 0.50% 중 1종 또는 2종 이상을 포함하며, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하는 강판을 준비하는 단계; 및 상기 강판을 1.026~1.077 KW·M/MIN의 입열량 및 40M/MIN이하의 용접속도로 고주파 용접하여 용접부를 갖는 강관을 제조하는 단계를 포함하고 상기 고주파 용접시 용접부에 불활성 가스를 취입하여 상기 용접후의 잔존하는 계면에 3㎛ 미만의 장축길이를 갖는 Mn-Al계 산화개재물을 포함한다.

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 있을 것이다.

본 발명에 의하면, 용접후의 잔존하는 계면에 일정크기 이상의 산화개재물의 형성을 억제하거나 또는 동시에 용접부 내·외면 비드 돌출량을 제어 및 스프링백 현상을 제어함으로써, 모재와 동등수준의 강도 확보 및 780MPa급 이상의 일반 고강도강에서 얻을 수 없는 확관율 40%이상인 고강도 오스테나이트계 고주파용접 강관 및 그 제조방법을 제공할 수 있다.

도 1은 고주파용접 강관의 용접부에 대한 모식도이다.

본 발명자들은 고강도 고주파용접 강관 용접부의 가공성을 확보하기 위해서는 일정 크기 이상의 산화개재물이 없는 이음부가 필요하다는 점을 확인하였고, 고주파용접 강관의 경우, 타 용접강관과 달리 압접에 의해 접합되기 때문에 이러한 압접에 의해 돌출되는 비드를 바이트 등의 절삭공구를 이용하여 적절한 범위로 절삭함으로서 용접부의 가공성 향상이 가능함을 확인하였으며, 또한, 업셋롤 간격을 최적화함에 따라 스프링백 현상 제어가 가능함을 확인하고 본 발명에 이르게 되었다.

이하, 본 발명의 일측면인 고강도 고주파용접 강관에 대하여 상세히 설명한다.

용접후의 잔존하는 계면에 3㎛ 미만의 장축길이를 갖는 Mn-Al계 산화개재물을 포함한다

탄소(C): 0.3~0.9중량%

탄소(C)는 오스테나이트상의 안정화기 기여하기 때문에 그 첨가량이 증가할수록 유리하다. 변형시 ａ’(알파다시)-마르테사이트상이 생성되기 때문에 가공시 크랙을 억제방지 및 연성 저하를 방지하기 위하여 탄소를 0.3중량%이상으로 첨가한다. 또한, 오스테나이트상의 안정도가 크게 증가하여 슬립변형에 의한 변형거동의 천이로 가공성이 낮아짐을 방지하기 위하여, 반면에, 탄소의 첨가량을 0.9% 이하로 첨가한다. 따라서 탄소의 함량은 0.3~0.9중량%인 것이 바람직하다.

망간(Mn): 15~30중량%

망간(Mn)은 역시 오스테나이트상을 안정화시키는데 필수적인 원소이지만, 15% 미만에서는 성형성을 해치는 ａ’(알파다시)-마르테사이트상이 생성되기 되어 강도는 증가하지만 연성이 급격히 감소하기 때문에 망간은 15중량% 이상 첨가하는 것이 바람직하다. 반면에, 망간의 첨가량이 증가할수록 쌍정발생이 억제되어 강도는 증가하지만 연성이 감소한다. 또한, 망간의 첨가량이 증가할수록 열간압연 크랙발생이 발생이 쉬우며, 원료원가가 비싼 망간의 다량 첨가로 강판제조원가가 증가하기 때문에 망간의 상한 첨가량은 30중량%로 한정하는 것이 바람직하다. 따라서, Mn의 함량은 15~30중량%인 것이 바람직하다.

알루미늄(Al): 0.01 ~ 4.0중량%

알루미늄(Al)은 통상 강의 탈산을 위하여 첨가되지만 본 발명에서는 가공경화지수 증가를 위해 첨가되었다. 고강도 고연성 고망간형강은 알루미늄은 페라이트상의 안정화 원소이지만 강의 슬립면에서 적층결함에너지(stacking fault energy)를 증가시켜 ε-마르테사이트상의 생성을 억제하여 연성을 향상시킨다. 뿐만 아니라 알루미늄은 낮은 망간첨가량의 경우에도 ε-마르테사이트상의 생성을 억제하기 때문에 망간의 첨가량을 최소화 하고 가공성을 향상시키는 역할을 한다. 또한, 알루미늄이 첨가된 경우 성분 편석이 감소하여 재질이 균일화되어 성형성이 증가한다. 따라서 그 첨가량이 적을수록 ε-마르텐사이트가 생성되어 강도는 증가하지만 딥드로잉성이 급격히 감소하기 때문에 그 하한 첨가량을 0.01중량%로 한정하였다. 반면에, 알루미늄의 함량이 증가할수록 쌍정발생을 억제하여 연성을 감소시키고, 연속조조시 주조성을 나쁘게하며, 열간압연시 표면산화가 심하여 제품의 표면품질을 저하시키므로, 알루미늄의 상한 첨가량은 4.0중량%로 한정하는 것이 바람직하다. 따라서, 알루미늄의 함량은 0.01~4.0중량%인 것이 바람직하다.

실리콘(Si): 0.5중량% 이하 (0%는 제외)

실리콘(Si)은 고용강화되는 원소로 고용효과에 의해 결정립도를 줄임으로써 항복강도를 증가시키는 원소이다. 통상 과다하게 첨가될 경우 표면에 실리콘 산화층을 형성하여 용융도금성을 떨어뜨리는 것을 알려져 있다. 그러나 망간이 다량 첨가된 강에서는 적절한 양의 실리콘이 첨가될 경우 표면에 얇은 실리콘 산화층이 형성되어 망간의 산화를 억제하기 때문에 냉연강판에서 압연 후 형성되는 두꺼운 망간 산화층이 형성되는 것을 방지할 수 있고, 소둔 후 냉연강판에서 진행되는 부식을 방지하여 표면품질을 향상시키고, 전기도금재의 소지강판으로써 우수한 표면품질을 유지할 수 있다.

그러나, 실리콘의 첨가량이 증가하면 열간압연을 할 때 강판표면에 실리콘 산화물이 형성되어 산세성을 나쁘게 하여 열연강판의 표면품질을 나쁘게 하는 단점이 있다. 또한, 실리콘은 연속소둔공정과 연속용융도금공정에서 고온 소둔시 강판표면에 농화되어 용융도금을 할 때 강판표면에 용융아연의 젖음성을 감소시키기 때문에 도금성을 감소시키다. 뿐만 아니라 다량의 실리콘 첨가는 강의 용접성을 크게 저하시킨다. 따라서 실리콘의 상한 함량을 0.5중량%로 포함되는 것이 바람직하다.

질소(N): 0.01 중량% 이하(0%는 제외)

질소(N)는 오스테나이트 결정립내에서 응고과정에서 알루미늄과 작용하여 미세한 질화물을 석출시켜 쌍정발생을 촉진하므로 강판의 성형시 강도와 연성을 향상시키지만, 질소의 함량이 증가할수록 질화물이 과다하게 석출되어 열간가공성 및 연신율을 저하시키므로 질소의 함량을 0.01중량%이하로 제한하였다.

본 발명의 일측면에 따르면, 석출상 형성원소로서, 니오븀(Nb), 티타늄(Ti) 및 바나듐(V) 중 1종 또는 2종 이상으로 이루어진 것이 바람직하다.

니오븀(Nb): 0.02 ~ 0.10중량%

니오븀(Nb)은 티타늄과 같은 형태로 탄소와 결합하여 탄화물을 형성하는 강탄화물 형성원소이다. 역시 이때 형성된 탄화물은 결정입 성장을 막아 결정입도 미세화에 효과적인 원소이며 통산 티타늄보다 낮은 온도에서 석출상을 형성하므로 결정입도 미세화와 석출상 형성에 의한 석출강화효과가 큰 원소이다. 그러나 니오븀의 함량이 적은 경우에는 본 발명에서 의도하고자 하는 효과를 확보할 수 없어, 니오븀의 하한은 0.02중량%로 제한하였다. 반면에, 니오븀의 함량이 증가할수록 과량의 니오븀이 결정입계에 편석하여 입계취를 일으키거나, 석출상이 과도하게 조대화되어 결정입 성장 효과를 떨어뜨리므로, 니오븀의 상한은 0.10중량%로 한정하는 것이 바람직하다. 따라서, 니오븀의 함량은 0.02~0.1중량%로 포함되는 것이 바람직하다.

티타늄(Ti) 0.01 ~ 0.10중량%

티타늄(Ti)은 탄소와 결합하여 탄화물을 형성하는 강탄화물 형성원소로, 이때 형성된 탄화물은 결정입 성장을 막아 결정입도 미세화에 효과적인 원소이다. 티타늄의 함량이 적은 경우에는 본 발명에서 의도하고자 하는 효과를 확보할 수 없어, 티타늄의 하한은 0.01중량%로 제한하였다. 반면에, 티타늄의 함량이 증가할수록 과량의 티타늄이 결정입계에 편석하여 입계취를 일으키거나, 석출상이 과도하게 조대화되어 결정입 성장 효과를 떨어뜨리므로, 티타늄의 상한은 0.10중량%로 한정하는 것이 바람직하다. 따라서, 티타늄의 함량을 0.01 ~ 0.10%로 포함되는 것이 바람직하다.

바나듐(V) 0.02 ~ 0.50중량%

바나듐(V)은 티타늄, 니오븀과 같이 탄소와 결합하여 탄화물을 형성하는 강탄화물 형성원소이다. 통상 바나듐은 낮은 온도에서 미세한 석출상을 형성하므로 석출강화 효과가 큰 원소이다. 그러나 바나듐의 함량이 적은 경우에는 본 발명에서 의도하고자 하는 효과를 확보할 수 없어, 바나듐의 하한은 0.02중량%로 제한하였다. 반면에, 바나듐의 함량이 증가할수록 과량의 바나듐이 결정입계에 편석하여 입계취를 일으키거나, 석출상이 과도하게 조대화되어 결정입 성장 효과를 떨어뜨리므로, 바나듐의 상한은 0.5중량%로 한정하는 것이 바람직하다. 따라서, 바나듐의 함량을 0.025 ~ 0.50중량%로 포함하는 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.

다만, 그 중 인 및 황은 일반적으로 많이 언급되는 불순물이기 때문에 이에 대하여 간략히 설명하면 다음과 같다.

인(P): 0.05 중량%

인(P)은 제조 시 불가피하게 함유되는 원소이며, 연주크랙 형성 등 품질을 저하시키므로 그 첨가범위를 0.05%이하로 포함되는 것이 바람직하다.

황(S): 0.01 중량%이하

황(S)은 제조 시 불가피하게 함유되는 원소이며, 조대한 망간황화물(MnS)을 형성하여 플렌지크랙과 같은 결함을 발생시키고, 강판의 구멍확장성을 감소시키므로 그 첨가량을 최대한 억제 하여야 하며, 그 첨가범위를 0.01%이하로 포함되는 것이 바람직하다.

본 발명의 강관은 모재와 용접부를 포함하며, 상기 언급한 조성성분은 통상의 TWIP강의 조성성분이고, 본 발명에서는 상기 성분계를 지니는 TWIP강 즉, 통상의 TWIP강이라면 모두 적용이 가능하다.

또한, 본 발명이 대상으로 하고 있는 TWIP(Twinning Induced Plasticity)강은 망간, 탄소 등의 다량 첨가로 변형중 쌍정을 유도하여 가공경화율을 증가시켜 높은 연신율을 가지는 오스테나이트 조직의 고강도강으로서, 기존의 고강도강(DP강, TRIP강 등)과 다르게 단상의 오스테나이트 조직을 가지고 있으며, 용접후에도 상변태가 발생하지 않는 강종이다.

상기 강관의 용접후의 잔존하는 계면에 3㎛미만의 장축길이를 갖는 산화개재물을 포함하는 것이 바람직하다. 산화개재물의 크기가 3㎛ 이상인 경우에는 하이드포밍 가공시에 균열으로 기점으로 작용하는 문제가 있다. 따라서, 상기 강관의 용접후의 잔존하는 계면에 형성되는 산화개재물은 장축길이가 3㎛미만인 것이 바람직하다.

더불어, 본 발명의 강관은 Mn, Al등 탈산원소가 다량 함유되어 용접시에 산소와 반응하여 용접후의 잔존하는 계면에 산화개재물로 잔존할 가능성이 높다. Mn-Al계산화개재물은 용접부의 결합력을 저하시켜 벤딩 또는 하이드로포밍 공정 중에 균열을 발생시키는 요인으로 작용된다. 따라서, 본 발명에서는 상기 강관의 용접후의 잔존하는 계면에서 3㎛이상의 장축길이를 갖는 Mn-Al계 산화개재물이 없는 이음부를 확보하는 것이 바람직하다.

이렇게 함으로써, 예를 들면 40% 이상의 확관율을 갖는 고가공성 강관을 제공할 수 있다. 상기 강관의 확관율이 40% 미만인 경우에는 용접부에서 파단이 일어날 우려가 있다. 따라서, 상기 강관의 확관율은 40%이상인 것이 바람직하며, 40~60%인 것이 보다 바람직하다.

또한, 본 발명에서는, 상기 용접부 내·외면의 비드 돌출량을 0.1~0.3mm가 되도록 제어하는 것이 바람직하다.

도 1은 고주파용접 강관의 용접부에 대한 모식도를 나타낸 것이다. 도 1에서 알 수 있는 바와 같이, 본 발명이 제안하는 고강도 고주파용접 강관은 용접부 내·외면에 비드가 돌출하게 된다. 용접부 내·외면 비드 돌출량(2)은 상기 용접 내면 비드(3)의 돌출량 및 용접 외면 비드(4)의 돌출량으로 정의된다. 도 1에서 부호 1은 모재를 나타내고, 부호 5는 용접후의 잔존하는 계면을 나타내며 부호 6은 용접부 열영향부를 나타낸다.

상기와 같이 비드 돌출량을 제어함으로써 연성을 일정 수준 이상으로 확보할 수 있으며, 용접 강관의 확관가공시에는 파단이 모재에서 일어나게 할 수 있다. 다만, 비드 돌출량이 0.1mm미만인 경우에는 용접부가 모재에 비하여 강도가 감소하게 되어 확관가공시에 용접후의 잔존하는 계면 등에서 파단이 일어나게 될 수 있으며, 0.3mm를 초과하게 되는 경우에는 노치효과에 의해 용접열영향부 근방에서 균열이 발생할 수 있고, 하이드로포밍 공정에 적용하기 곤란하다는 단점이 있다.

이하, 본 발명의 일측면인 고강도 고주파영역 강관의 제조방법에 대하여 상세히 설명한다.

본 발명이 대상으로 하고 있는 TWIP(Twinning Induced Plasticity)강은 망간, 탄소 등의 다량 첨가로 변형중 쌍정을 유도하여 가공경화율을 증가시켜 높은 연신율을 가지는 오스테나이트 조직의 고강도강으로서, 기존의 고강도강(DP강, TRIP강 등)과 다르게 단상의 오스테나이트 조직을 가지고 있으며, 용접후에도 상변태가 발생하지 않는 강종이다.

먼저 본 발명에서는 상기 강판을 1.026~1.077 kW·MIN/M의 입열량 및 40m/min이하의 용접속도로 고주파 용접하여 용접부를 갖는 강관을 제조한다.

고강도강의 고주파 조관용접에서는 동일 입열량에서도 용접속도의 영향을 많이 받는다. 즉, 일정 속도이상으로 조관속도가 증가하게 되면 웨이브가 심하게 발생되어 용접발열이 불규칙적으로 나타나며 업셋과정도 정상적으로 가압이 곤란하다. 따라서, 용접속도는 40m/min이하로 제한하는 것이 바람직하고, 15~40m/min으로 제한하는 것이 보다 바람직하다. 또한, 용접입열량을 1 kW·MIN/M로 설정하고 그에 대응하는 용접출력을 제어한다. 본 발명에서는 상기 용접입열량을 용접출력/용접속도로 정의한다.

본 발명에서는 상기 고주파 용접시 용접부에 불활성 가스를 취입하여 상기 용접후의 잔존하는 계면에 3㎛ 이상의 장축길이를 갖는 Mn-Al계 산화개재물이 형성되지 않도록 한다.

상기 불활성 가스 취입은 용접이 이루어지는 부분에 대하여 실딩박스 또는 용접부만의 국부적으로 행하는 것이 바람직하다.

상기 불활성 가스로는 특별히 한정되는 것은 아니지만, 아르곤 가스 또는 헬륨가스 등을 사용하는 것이 바람직하다.

상기 불활성가스의 취입량은 15~20L/MIN범위로 제한하여 용융금속과 대기와 반응을 효과적으로 제어하는 것이 바람직하다. 본 발명자의 측정 결과에 의하면, 이때 용접이 이루어지는 부분의 산소농도는 0.03%이하임이 확인 되었다. 상기 불활성 가스 취입량이 적을 경우 용접부의 산소농도가 증가하여 용접부가 산화되며 용접계면에 산화개재물이 형성되므로, 가스 취입량의 하한은 15L/MIN로 제어하는 것이 바람직하다. 반면에, 가스 취입량이 증가할수록 활류에 따른 용융부 변동이 심하게 발생되어 정상적인 용접이음부를 확보하는 것이 어려우므로, 가스 취입량의 상한은 20L/MIN로 한정하는 것이 바람직하다.

본 발명에서와 같이, 고주파 용접은 특성상 압접에 의해 모재가 접합되므로, 용접부 내부에 존재하던 용융금속이 비드로서 돌출하게 되며, 상기 모재를 포함하는 강관의 경우에는 파이프의 형상의 유지하기 위해서 용접 중에 용접부 내·외면에 돌출된 비드를 바이트등과 같은 절삭공구를 이용하여 절삭하는 공정이 필요하다. 본 발명에서는 내·외면 비드 각각의 돌출량은 0.1~0.3mm가 되도록 제어하는 것이 바람직하다. 이러한 돌출량을 갖도록 비드를 절삭하는 공정을 추가할 수 있다.

상기 비드 절삭은 용접 직후, 즉, 용접 후 1~2초 내에 이루어지는 것이 바람직한데, 상기와 같이 용접 직후에 비드를 제거함으로써, 고온 상태인 용접 비드가 보다 쉽게 절삭될 수 있다.

상기와 같이 비드를 절삭함에 있어, TWIP강과 같은 경우에는 타 고강도강에 비해 우수한 고온강도와 연성을 갖고 있기 때문에 통상적으로 절삭하는 경우에는 바이트 등과 같은 절삭공구의 마모 또는 파손이 심각하다. 이에 따라, 상기 문제점들을 해결하기 위해 상기한 비드 절삭과 동시에 노즐을 통해 냉각수를 분사할 수 있다. 상기 냉각수로서는 물 또는 절삭유를 사용하는 것이 바람직하며, 노즐로서는 외경이 약 5mm정도인 동관을 사용하는 것이 바람직하다. 상기 냉각수는 비드 또는 절삭공구 각각에 분사될 수 있지만, 비드와 절삭공구 모두에 분사되는 것이 보다 바람직하다.

또한, 용접직후에도 스프링백 현상에 기인하여 용융되어 배출된 내·외면의 액상이 용접부에 산화물 형태로 재혼입되어 용접부의 특성을 저하시킨다. 스피링백 현상은 용접열에 의해 소재가 팽창함에 따라 압접된 용접부가 벌어지는 현상으로 고강도강일수록 현저하게 나타난다. 특히 TWIP강과 같은 오스테나이트계 강종은 열팽창계수가 일반 고강도강에 비해서 매우 크기 때문에 스프링백 현상이 더욱 문제점으로 부각되고 있다.

본 발명에서는 용접점에서 업셋롤간의 간격을 용접점에서 60~70mm떨어진 지점에서 업셋롤을 설치하여 스프링백 현상을 제어를 하는 것이 바람직하다. 용접점에서 업셋롤까지의 거리가 가까워질수록 용접중에 발생된 스패터 및 열량으로 인하여 롤의 손상이 문제점이 발생되어 용접점에서 업셋롤까지의 거리의 하한은 60mm로 제어하는 것이 바람직하다. 반면에, 용접점에서 업셋롤까지의 거리가 멀어질수록 스프링백 현상이 재현되므로, 그 거리의 상한은 70mm로 제어하는 것이 바람직하다. 따라서, 용접점에서 업셋롤간의 간격을 용접점에서 60~70㎜떨어뜨리는 것이 바람직하다.

이하, 실시예를 통해 본 발명을 보다 상세히 설명하고자 한다. 다만, 하기 실시예는 본 발명을 예시하여 보다 상세히 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 1의 조성 및 기계적 성질을 갖는 980MPa급 TWIP강을 열간압연, 냉간압연 및 소둔공정을 통해 두께 1.5mm의 강판을 제조하였다.

화학조성(중량%)
C	Si	Mn	P	S	Cr	Ni	Al	Ti	V	N
0.62	0.61	15.1	0.026	0.007	0.346	0.09	2.09	0.021	0.10	0.005
기계적 성질
경도(Hv)			인장강도(MPa)			항복강도(MPa)			연신율(%)
240			964			545			54

고주파용접 조관방법으로는 일반적으로 자동차용 용접강관에 적용되고 있는 연속 롤 성형 방식을 채용하였으며, 성형, 고주파용접, 교정, 절단의 공정을 통하여 외경 76.2mm의 용접 강관을 제조하였다. 예비시험결과로부터 용접입열량을 1 kW·MIN/M로 설정하고, 소정의 용접속도와 그에 대응하는 용접출력을 변화시켰다. 또한 고주파용접이 이루어지는 유도코일 근방에 실드박스를 설치하고 아르곤가스를 공급하였다. 이때 용접점 근방에 산소농도기를 이용하여 농도계측을 실시하였다. 강관 제조 후 용접부의 결함 및 가공성 평가를 실시하고, 그 결과를 하기 표 2에 나타내었다.

상기 용접부의 산화물 분석은 용접부 단면 5개소에 대하여 주사식 전자현미경과 EDX 성분원소 분석기를 이용하여 조사하였으며, 용접강관의 가공성평가는 플레어링(Flaring) 확관시험에 의해 균열발생시점까지의 최대 확관율을 측정하고, 파단위치를 조사하였다.

구분	용접 출력 (kW)	용접속도 (m/min)	용접 입열량 (kW·in/m)	실딩 유량 (L/min)	산소농도 (%)	용접-Upset roll간격(mm)	산화개 재물 수	확관율 (%)	파단위치
발명예1	40	38	1.026	15	0.03	70	무	40	모재
발명예2	40	38	1.026	20	0.01	70	무	41	모재
발명예3	40	38	1.026	15	0.02	60	무	43	모재
발명예4	40	38	1.026	15	0.02	70	무	41	모재
발명예5	42	39	1.077	15	0.02	70	무	40	모재
비교예1	40	38	1.026	0	0.25	70	7	26	용접부
비교예2	40	38	1.026	10	0.25	70	7	30	용접부
비교예3	40	38	1.026	15	0.01	90	4	34	용접부
비교예4	45	45	1.000	15	0.03	70	3	34	용접부
비교예5	50	51	0.980	15	0.03	70	4	33	용접부

상기 표 2에 나타낸 바와 같이, 발명예1, 2와 비교예 1, 2은 일정 입열량, 업셋 롤(Upset roll)간격에서 실딩유량을 각각 15, 20, 10, 0 L/MIN로 각각 변화시킨 경우의 용접부특성을 평가한 것이다. 실딩유량을 15L/MIN, 20L/MIN 용접부에 취입한 발명예1, 2는 비교예1, 2에 비하여 용접후의 잔존하는 계면에 산화개재물이 잔존하지 않으며 확관율 40%이상의 우수한 가공특성을 나타내었다. 이 사실로부터 용접계면에 존재하는 산화개재물 수와 확관가공성에는 양호한 상관관계가 인정이며 용접부 실딩에 의해 산화개재물이 저감되어 확과 가공성이 개선되는 것을 알 수 있다.

발명예 3, 4와 비교예 3은 일정한 입열량, 가스유량조건 하에서 용접과 Upset roll사이의 간격을 60, 70, 90mm로 각각 변경한 경우의 용접강관에 대한 특성평가 결과이다. Upset roll사이의 간격이 각각 60, 70mm인 발명예 3, 4의 경우 90mm의 비교예 3에 비하여 확관율이 크게 증가하였고, 모재에서 파단되는 결과가 얻어졌다. 이것은 용접과 Upset roll사이의 간격이 증가함에 따라 고강도강에서 나타나는 스프링백 현상에 기인하여 벌어진 용접부가 다시 대기에 노출되어 산화개재물이 형성되는 것에 기인하는 것으로 판단된다.

발명예5와 비교예4, 5는 용접입열량을 1 KW·MIN/M 근방으로 일정하게 유지한 경우의 용접속도의 영향을 검토한 결과이다. 용접속도가 39M/MIN인 발명예 5의 경우 비교적 양호한 가공특성을 확보할 수 있지만. 용접속도가 40M/MIN를 초과한 비교예4, 5의 경우 용접특성이 불량한 것을 알 수 있다. 이것은 용접속도 즉, 조관속도가 증가함에 에치 웨이브(Edge wave)현상이 심화되어 용접시작점이 불안정하는 것에 기인하는 것으로 판단된다.

1. 모재
2. 내·외면 비드 돌출량
3. 용접 내면 비드
4. 용접 외면 비드
5. 용접후의 잔존하는 계면
6. 용접열영향부

Claims

고강도 고주파용접 강관은 고주파용접에 의해 모재를 강관으로 용접하여 형성된 용접부를 포함하는 고주파용접 강관으로서, 상기 모재는 중량%로, 탄소(C) 0.3~0.9%, 망간(Mn) 15~30%, 알루미늄(Al) 0.01 ~ 4.0%, 실리콘(Si) 0.5%이하(0%는 제외), 인(P) 0.05% 이하, 황(S) 0.01% 이하, 질소(N) 0.01%이하(0%는 제외)를 포함하고,
니오븀(Nb) 0.02 ~ 0.10%, 티타늄(Ti) 0.01 ~ 0.10% 및 바나듐(V) 0.02 ~ 0.50% 중 1종 또는 2종 이상을 포함하며, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하고,
용접후의 잔존하는 계면에 3㎛ 미만의 장축길이를 갖는 Mn-Al계 산화개재물을 갖는 것을 특징으로 하는 고강도 고주파 용접 강관.
제 1항에 있어서,
상기 강관의 확관율은 40% 이상인 고강도 고주파용접 강관.
제 1항에 있어서,
상기 용접부의 내·외면의 비드 돌출량은 0.1~0.3㎜인 것을 특징으로 하는 고강도 고주파용접 강관.
모재의 용접부를 가열하여 용융시키고 업셋롤에 의해 모재를 용접하여 용접부를 포함하는 고주파용접 강관을 제조하는 방법으로서, 상기 모재는 중량%로, 탄소(C) 0.3~0.9%, 망간(Mn) 15~30%, 알루미늄(Al) 0.01 ~ 4.0%, 실리콘(Si) 0.5%이하(0%는 제외), 인(P) 0.05% 이하, 황(S) 0.01% 이하, 질소(N) 0.01%이하(0%는 제외)를 포함하고,
니오븀(Nb) 0.02 ~ 0.10%, 티타늄(Ti) 0.01 ~ 0.10% 및 바나듐(V) 0.02 ~ 0.50% 중 1종 또는 2종 이상을 포함하며, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하는 강판을 준비하는 단계; 및 상기 강판을 1.026~1.077 KW·M/MIN의 입열량 및 40M/MIN이하의 용접속도로 고주파 용접하여 용접부를 갖는 강관을 제조하는 단계를 포함하고 상기 고주파 용접시 용접부에 불활성 가스를 취입하여 상기 용접후의 잔존하는 계면에 3㎛ 미만의 장축길이를 갖는 Mn-Al계 산화개재물을 갖는 것을 특징으로 하는 고강도 고주파용접 강관의 제조방법.
제 4항에 있어서,
상기 불활성가스는 아르곤가스 또는 헬륨가스 중 1종 이상이고, 15~20L/MIN의 속도로 용접부에 취입되는 것을 특징으로 하는 고강도 고주파용접 강관의 제조방법.
제 4항에 있어서,
상기 용접부의 비드를 절삭하여 내·외면 비드가 0.1~0.3㎜의 돌출 크기를 갖도록 하는 공정을 추가로 포함하는 것을 특징으로 하는 고강도 고주파용접 강관의 제조방법.
제 6항에 있어서,
상기 비드 절삭은 바이트를 이용하고, 상기 비드 절삭은 용접 후 1~2초 내에 이루어지고, 그리고 상기 비드 절삭과 동시에 노즐을 통해 비드와 바이트에 냉각수를 분사하는 것을 특징으로 하는 고강도 고주파용접 강관의 제조방법.
제 4항에 있어서,
상기 업셋롤은 용접점으로부터 60~70mm 떨어져 위치하는 것을 특징으로 하는 고강도 고주파용접 강관의 제조방법.