KR20140042107A - 열연강판 및 그 제조 방법 - Google Patents

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Abstract

합금 성분 조절 및 공정 조건 제어를 통하여, 내부식성이 우수하고, API(American Petroleum Institute) 5L X70 규격을 만족하는 송유관용 열연강판 및 그 제조 방법에 대하여 개시한다.
본 발명에 따른 열연강판 제조 방법은 중량%로, 탄소(C) : 0.03 ~ 0.06%, 실리콘(Si) : 0.1 ~ 0.2%, 망간(Mn) : 1.1 ~ 1.4%, 인(P) : 0.01% 이하, 황(S) : 0.001% 이하, 알루미늄(Al) : 0.02 ~ 0.05%, 바나듐(V) : 0.04~0.1%, 니오븀(Nb) : 0.08 ~ 0.1%, 티타늄(Ti) : 0.01 ~ 0.03%, 몰리브덴(Mo) : 0.1 ~ 0.2%, 크롬(Cr) : 0.1 ~ 0.3%, 구리(Cu) : 0.2 ~ 0.35%, 니켈(Ni) : 0.1 ~ 0.3%, 칼슘(Ca) : 0.001 ~ 0.004%, 질소(N) : 0.006% 이하 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어지는 슬라브 판재를 슬라브 재가열 온도(SRT) 1150 ~ 1250℃ 조건으로 재가열하는 단계; 상기 재가열된 판재를 마무리압연온도(FDT) 750 ~ 850℃ 조건으로 열간압연하는 단계; 및 상기 열간압연된 판재를 권취온도(CT) 550 ~ 620℃로 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, 내부식성이 우수한 API(American Petroleum Institute) 5L X70 규격을 만족하는 송유관용 열연강판 및 그 제조 방법에 관한 것이다.
원유 수송을 위해 사용되는 송유관용 API(American Petroleum Institute) 강관의 경우, 그 사용목적에 따라 열연소재 및 열처리 후에 다양하게 사용되며 규격으로는 API 5L A.B, API 5L X42, API 5L X46, API 5L X52, API 5L X56, API 5L X60, API 5L X65, API 5L X70, API 5L X80 등으로 구분될 수 있다.
최근, 전 세계적인 자원고갈에 따라 심해저와 같이 황화수소(H2S)로 인해 강관이 부식될 수 있는 가혹한 환경에서의 원유나 가스 채굴 및 수송작업이 증가하고 있으며, 이로 인한 대규모 파이프 라인 건설이 증가하고 있다. 이에 따라, 사용환경의 변화나 건설비용 절감을 위해 기존에 비해 고강도와 내부식성을 갖는 소재에 대한 요구가 증가하고 있다.
관련 선행문헌으로는 대한민국 공개특허공보 제10-0770572호(2007.10.26 공고)가 있으며, 상기 문헌에는 소입 열처리특성이 우수한 고탄소 강판 및 그 제조 방법이 기재되어 있다.
본 발명의 목적은 합금 성분 조절 및 공정 조건 제어를 통하여, API(American Petroleum Institute) 5L X70(PSL2) 규격을 만족하고, 내부식성 특성이 우수한 열연강판을 제조하는 방법을 제공하는 것이다.
본 발명의 다른 목적은 상기 방법으로 제조되어, 인장강도(TS) : 600MPa 이상 및 항복강도(YS) : 555MPa를 갖는 API 5L X70 규격을 만족하면서 CLR(Crack Length Ratio) : 10% 이하, CTR(Crack Thickness Ratio) : 4% 이하 및 CSR(Crack Sensitivity Ratio) : 2% 이하를 갖는 열연강판을 제공하는 것이다.
상기 목적을 달성하기 위한 본 발명의 실시예에 따른 열연강판 제조 방법은 중량%로, 탄소(C) : 0.03 ~ 0.06%, 실리콘(Si) : 0.1 ~ 0.2%, 망간(Mn) : 1.1 ~ 1.4%, 인(P) : 0.01% 이하, 황(S) : 0.001% 이하, 알루미늄(Al) : 0.02 ~ 0.05%, 바나듐(V) : 0.04~0.1%, 니오븀(Nb) : 0.08 ~ 0.1%, 티타늄(Ti) : 0.01 ~ 0.03%, 몰리브덴(Mo) : 0.1 ~ 0.2%, 크롬(Cr) : 0.1 ~ 0.3%, 구리(Cu) : 0.2 ~ 0.35%, 니켈(Ni) : 0.1 ~ 0.3%, 칼슘(Ca) : 0.001 ~ 0.004%, 질소(N) : 0.006% 이하 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어지는 슬라브 판재를 슬라브 재가열 온도(SRT) 1150 ~ 1250℃ 조건으로 재가열하는 단계; 상기 재가열된 판재를 마무리압연온도(FDT) 750 ~ 850℃ 조건으로 열간압연하는 단계; 및 상기 열간압연된 판재를 권취온도(CT) 550 ~ 620℃로 냉각하여 권취하는 단계;를 포함하는 것을 특징으로 한다.
여기서, 상기 냉각은 대략 5 ~ 100℃/sec의 속도로 실시할 수 있다.
상기 다른 목적을 달성하기 위한 본 발명의 실시예에 따른 열연강판은 중량%로, 탄소(C) : 0.03 ~ 0.06%, 실리콘(Si) : 0.1 ~ 0.2%, 망간(Mn) : 1.1 ~ 1.4%, 인(P) : 0.01% 이하, 황(S) : 0.001% 이하, 알루미늄(Al) : 0.02 ~ 0.05%, 바나듐(V) : 0.04~0.1%, 니오븀(Nb) : 0.08 ~ 0.1%, 티타늄(Ti) : 0.01 ~ 0.03%, 몰리브덴(Mo) : 0.1 ~ 0.2%, 크롬(Cr) : 0.1 ~ 0.3%, 구리(Cu) : 0.2 ~ 0.35%, 니켈(Ni) : 0.1 ~ 0.3%, 칼슘(Ca) : 0.001 ~ 0.004%, 질소(N) : 0.006% 이하 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어지며, CLR(Crack Length Ratio) : 10% 이하, CTR(Crack Thickness Ratio) : 4% 이하 및 CSR(Crack Sensitivity Ratio) : 2% 이하를 갖고, 인장강도(TS) : 600MPa 이상 및 항복강도(YS) : 555MPa를 갖는 것을 특징으로 한다.
본 발명에 따른 열연강판 및 그 제조 방법은 합금 성분 조절 및 공정 조건 제어를 통하여, CLR(Crack Length Ratio) : 10% 이하, CTR(Crack Thickness Ratio) : 4% 이하 및 CSR(Crack Sensitivity Ratio) : 2% 이하를 나타내어 내부식성이 우수함과 더불어, 인장강도(TS) : 600MPa 이상 및 항복강도(YS) : 555MPa를 갖는 API(American Petroleum Institute) 5L X70 규격을 만족할 수 있다.
이에 따라, 본 발명에 따른 열연강판은 심해저와 같이 황화수소(H2S)로 인한 부식환경에서 송유관용으로 활용하기에 적합하다.
도 1은 본 발명의 실시예에 따른 열연강판 제조 방법을 나타낸 공정 순서도이다.
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 CLR(Crack Length Ratio) : 10% 이하, CTR(Crack Thickness Ratio) : 4% 이하 및 CSR(Crack Sensitivity Ratio) : 2% 이하를 갖으면서도 인장강도(TS) : 600MPa 이상 및 항복강도(YS) : 555MPa를 갖는 API(American Petroleum Institute) 5L X70 규격을 만족하는 것을 목표로 한다.
이를 위하여, 본 발명에 따른 열연강판은 중량%로, 탄소(C) : 0.03 ~ 0.06%, 실리콘(Si) : 0.1 ~ 0.2%, 망간(Mn) : 1.1 ~ 1.4%, 인(P) : 0.01% 이하, 황(S) : 0.001% 이하, 알루미늄(Al) : 0.02 ~ 0.05%, 바나듐(V) : 0.04~0.1%, 니오븀(Nb) : 0.08 ~ 0.1%, 티타늄(Ti) : 0.01 ~ 0.03%, 몰리브덴(Mo) : 0.1 ~ 0.2%, 크롬(Cr) : 0.1 ~ 0.3%, 구리(Cu) : 0.2 ~ 0.35%, 니켈(Ni) : 0.1 ~ 0.3%, 칼슘(Ca) : 0.001 ~ 0.004%, 질소(N) : 0.006% 이하 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어질 수 있다.
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 첨가되며, 후물에서도 충분한 강도를 갖기 위한 저온 조직 형성 시 카바이드 프리 라스(Carbide free lath)를 갖는 침상형 페라이트가 가능하다.
탄소(C)는 본 발명에 따른 열연강판 전체 중량의 0.03 ~ 0.06 중량%의 함량비로 첨가되는 것이 바람직하다. 탄소(C)의 함량이 열연강판 전체 중량의 0.03 중량% 미만일 경우에는 충분한 강도를 확보하는 데 어려움이 따를 수 있다. 반대로, 탄소(C)의 함량이 열연강판 전체 중량의 0.06 중량%를 초과할 경우에는 탄소(C)에 의한 펄라이트 형성으로 인해 내부식성을 저하시킬 수 있다.
망간( Mn )
망간(Mn)은 고용강화 원소로서, 강의 경화능을 향상시켜 강도 확보에 기여한다. 또한, 오스테나이트 안정화 원소로서, 펄라이트 변태를 지연시킴으로써 페라이트의 결정립 미세화에 기여한다.
망간(Mn)은 본 발명에 따른 열연강판 전체 중량의 1.1 ~ 1.4 중량%의 함량비로 첨가되는 것이 바람직하다. 망간(Mn)의 함량이 열연강판 전체 중량의 1.1 중량% 미만일 경우에는 고용강화 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 망간(Mn)의 함량이 열연강판 전체 중량의 1.4 중량%를 초과할 경우에는 용접성이 크게 저하될 뿐만 아니라, MnS 개재물 생성 및 중심 편석(center segregation) 발생에 의하여 강판의 내부식성을 크게 저하시키는 문제점이 있다.
실리콘( Si )
실리콘(Si)은 알루미늄(Al)과 함께 제강공정에서 강 중의 산소를 제거하기 위한 탈산제로 첨가된다. 이는 강관 제조를 위한 전기저항용접(Electric Resistance Welding; ERW) 시 Mn/Si의 비(ratio)가 일정 범위 내에 들어야 용접부 균열 발생이 현저히 감소하기 때문이다. 또한, 실리콘(Si)은 고용강화 효과도 가진다.
실리콘(Si)은 본 발명에 따른 열연강판 전체 중량의 0.1 ~ 0.2 중량%의 함량비로 첨가되는 것이 바람직하다. 실리콘(Si)의 함량이 열연강판 전체 중량의 0.1 중량% 미만일 경우에는 실리콘 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 실리콘(Si)의 함량이 열연강판 전체 중량의 0.2 중량%를 초과하여 다량 첨가시 강의 용접성을 저하시키며, 열연공정시의 재가열 공정 및 열간압연 시에 적스케일(red scale)을 생성시킴으로써 표면품질에 문제를 줄 수 있다. 또한, 용접후 도금성을 저해할 수 있다.
특히, 열연강판 전체 중량의 1.2중량% 이상의 망간(Mn)이 첨가되는 본 발명에 따른 열연강판의 특성상 망간 산화물 및 실리콘 산화물의 특성을 제어하기 위하여 실리콘을 첨가하여 Al-Si 복합탈산을 실시한다.
니오븀( Nb )
니오븀(Nb)은 강 중에 탄질화 석출물을 석출하거나 또는 철(Fe) 내 고용강화를 통하여 강판의 강도 향상에 기여한다. 특히, 니오븀(Nb)은 압연 시 재결정을 억제함으로써 최종 미세조직의 결정립을 미세화시켜 저온인성을 향상시킨다.
니오븀(Nb)은 본 발명에 따른 열연강판 전체 중량의 0.08 ~ 0.1 중량%의 함량비로 첨가되는 것이 바람직하다. 이는 열연강판에서 탄소(C)의 함량을 낮춤으로써 오스테나이트 내 탄소 고용도를 높여 니오븀(Nb) 첨가에 의한 석출강화 효과를 증가시키기 위함이다. 니오븀(Nb)의 함량이 열연강판 전체 중량의 0.08 중량% 미만일 경우에는 그 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 니오븀(Nb)의 함량이 열연강판 전체 중량의 0.1 중량%를 초과하여 다량 첨가시 석출강화 효과가 포화된다.
바나듐(V)
바나듐(V)은 니오븀(Nb)과 마찬가지로 강 중에 탄질화 석출물을 석출하거나 또는 철(Fe) 내 고용강화를 통하여 강판의 강도 향상에 기여한다.
바나듐(V)은 권취시 석출강화 효과를 통한 고강도 확보를 위하여 본 발명에 따른 열연강판 전체 중량의 0.01 ~ 0.06 중량%의 함량비로 첨가되는 것이 바람직하다. 바나듐(V)의 함량이 열연강판 전체 중량의 0.01 중량% 미만일 경우에는 그 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 바나듐(V)의 함량이 열연강판 전체 중량의 0.06 중량%를 초과하는 경우에는 석출강화 효과가 포화된다.
티타늄( Ti )
티타늄(Ti)은 고온안정성이 높은 Ti(C,N) 석출물을 생성시킴으로써 용접시 오스테나이트 결정립 성장을 방해하여 용접부 조직을 미세화시켜 열연 제품의 인성 및 강도를 향상시킨다.
티타늄(Ti)은 본 발명에 따른 열연강판 전체 중량의 0.01 ~ 0.03 중량%의 함량비로 첨가되는 것이 바람직하다. 티타늄(Ti)의 함량이 열연강판 전체 중량의 0.01 중량% 미만일 경우에는 그 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 티타늄(Ti)의 함량이 열연강판 전체 중량의 0.03 중량%를 초과하여 다량 첨가시에는 조대한 석출물을 생성시켜 강의 내부식성을 저하시킬 수 있다.
몰리브덴( Mo )
몰리브덴(Mo)은 치환형 원소로서, 고용강화를 통해 열연강판의 강도 향상에 기여한다. 또한, 몰리브덴(Mo)은 강의 경화능을 향상시킨다.
몰리브덴(Mo)은 본 발명에 따른 열연강판 전체 중량의 0.1 ~ 0.2 중량%의 함량비로 첨가되는 것이 바람직하다. 몰리브덴(Mo)의 함량이 열연강판 전체 중량의 0.1 중량% 미만일 경우에는 그 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 몰리브덴(Mo)의 함량이 열연강판 전체 중량의 0.2 중량%를 초과하여 다량 첨가시에는 더 이상의 효과없이 제조비용을 상승시키는 문제점이 있다.
니켈( Ni )
니켈(Ni)은 몰리브덴(Mo)과 마찬가지로 치환형 원소로서, 고용강화를 통해 열연강판의 강도 향상에 기여한다. 또한, 니켈(Ni)은 강의 경화능을 향상시킨다.
니켈(Ni)은 본 발명에 따른 열연강판 전체 중량의 0.1 ~ 0.3 중량%의 함량비로 첨가되는 것이 바람직하다. 니켈(Ni)의 함량이 열연강판 전체 중량의 0.1 중량% 미만일 경우에는 그 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 니켈(Ni)의 함량이 열연강판 전체 중량의 0.3 중량%를 초과하여 다량 첨가시에는 더 이상의 효과없이 제조비용을 상승시키는 문제점이 있다.
크롬( Cr )
크롬(Cr)은 강도를 확보하기 위해 첨가되는 유효한 원소이다. 또한, 크롬(Cr)은 슬라브 제조 시 망간(Mn)의 확산을 증대시켜 중심편석을 억제시키는 역할을 한다.
크롬(Cr)은 본 발명에 따른 열연강판 전체 중량의 0.1 ~ 0.3 중량%의 함량비로 첨가되는 것이 바람직하다. 크롬(Cr)의 함량이 열연강판 전체 중량의 0.1 중량% 미만일 경우에는 그 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 크롬(Cr)의 함량이 열연강판 전체 중량의 0.3 중량%를 초과할 경우에는 용접성이나 열영향부(HAZ) 인성을 저하시키는 문제점이 있다.
구리( Cu )
구리(Cu)는 니켈(Ni)과 함께 첨가시 우수한 내부식성을 보이는 원소로 H의 투과를 억제한다.
구리(Cu)는 본 발명에 따른 열연강판 전체 중량의 0.2 ~ 0.35 중량%의 함량비로 첨가되는 것이 바람직하다. 구리(Cu)의 함량은 H의 투과를 억제하는 효과를 발휘하기 위하여 열연강판 전체 중량의 0.2 중량% 이상이 필요하나, 다량 함유시에는 압연시 열취성(hot shortness) 현상을 보이므로 그 함량을 열연강판 전체 중량의 0.35 중량% 이하로 제한하였다.
칼슘( Ca )
칼슘(Ca)은 CaS 개재물을 형성시켜 MnS 개재물의 생성을 방해함으로써, 전기저항 용접성을 향상시키기 위한 목적으로 첨가된다. 즉, 칼슘(Ca)은 망간(Mn)에 비하여 황(S)과의 친화도가 높으므로 칼슘의 첨가시 CaS 개재물이 생성되고 MnS 개재물의 생성은 감소한다. 이러한 MnS는 열간압연 중에 연신되어 전기저항 용접(ERW)시 후크 결함 등을 유발함으로 전기저항 용접성이 향상될 수 있다.
칼슘(Ca)은 본 발명에 따른 열연강판 전체 중량의 0.001 ~ 0.004 중량%의 함량비로 첨가되는 것이 바람직하다. 칼슘(Ca)의 함량이 열연강판 전체 중량의 0.001 중량% 미만일 경우에는 MnS 제어 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 칼슘(Ca)의 함량이 열연강판 전체 중량의 0.004 중량%를 초과할 경우에는 CaO 개재물의 생성이 과도해져 연주성 및 전기저항 용접성을 떨어뜨리는 문제점이 있다.
질소(N)
질소(N)는 불가피한 불순물로써, 본 발명에 따른 열연강판 전체 중량의 0.006 중량%를 초과하여 다량 함유될 경우 고용 질소가 증가하여 강판의 충격특성 및 연신율을 떨어뜨리고 용접부의 인성을 크게 저하시키는 문제점이 있다. 따라서, 본 발명에서는 질소(N)의 함량을 열연강판 전체 중량의 0.006 중량% 이하로 제한하였다.
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. 따라서, 본 발명에서는 인(P)의 함량을 열연강판 전체 중량의 0.01 중량% 이하로 제한하였다.
황(S)
황(S)은 강의 인성 및 용접성을 저해한다. 특히, 상기 황(S)은 망간(Mn)과 결합하여 MnS 비금속 개재물을 형성함으로써 응력부식균열에 대한 저항성을 악화시켜 강의 가공 중 크랙을 발생시킬 수 있고, 그 결과 강의 내부식성을 저하시킬 수 있다.
따라서, 본 발명에서는 황(S)의 함량을 열연강판 전체 중량의 0.001 중량% 이하로 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, 탄소(C) : 0.03 ~ 0.06%, 실리콘(Si) : 0.1 ~ 0.2%, 망간(Mn) : 1.1 ~ 1.4%, 인(P) : 0.01% 이하, 황(S) : 0.001% 이하, 알루미늄(Al) : 0.02 ~ 0.05%, 바나듐(V) : 0.04~0.1%, 니오븀(Nb) : 0.08 ~ 0.1%, 티타늄(Ti) : 0.01 ~ 0.03%, 몰리브덴(Mo) : 0.1 ~ 0.2%, 크롬(Cr) : 0.1 ~ 0.3%, 구리(Cu) : 0.2 ~ 0.35%, 니켈(Ni) : 0.1 ~ 0.3%, 칼슘(Ca) : 0.001 ~ 0.004%, 질소(N) : 0.006% 이하 및 나머지 철(Fe)과 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℃로 재가열한다. 이러한 슬라브 판재의 재가열을 통하여, 주조 시 편석된 성분의 재고용 및 석출물의 재고용이 발생할 수 있다.
본 단계에서, 슬라브 재가열 온도(SRT)가 1150℃ 미만일 경우에는 주조 시 편석된 성분이 충분히 재고용되지 못하는 문제점이 있다. 반대로, 슬라브 재가열 온도(SRT)가 1250℃를 초과할 경우에는 오스테나이트 결정입도가 증가하여 최종 미세 조직의 페라이트가 조대화되어 강도 확보가 어려울 수 있으며, 과도한 가열 공정으로 인하여 강판의 제조비용만 상승할 수 있다.
열간압연
열간압연 단계(S120)에서는 재가열된 판재를 오스테나이트 미재결정 영역에 해당하는 마무리압연온도(Finishing Delivery Temperature : FDT) : 750 ~ 850℃ 조건으로 마무리 열간압연한다.
본 단계에서, 마무리압연온도(FDT)가 750℃ 미만일 경우에는 이상역 압연이 발생하여 혼립 조직이 형성됨으로써 저온 충격인성이 크게 저하시킬 수 있다. 반대로, 마무리압연온도(FDT)가 850℃를 초과할 경우에는 연성 및 인성은 우수하나, 강도가 급격히 저하되는 문제가 있다.
이때, 열간압연은 미재결정 영역에서의 누적압하율이 40 ~ 60%가 되도록 실시될 수 있다. 만일, 열간압연의 누적압하율이 40% 미만일 경우에는 균일하면서도 미세한 조직을 확보하는 것이 어려워 강도 및 충격인성의 편차가 심하게 발생할 수 있다. 반대로, 열간압연의 누적압하율이 60%를 초과할 경우에는 압연 공정 시간이 길어져 생선성이 저하되는 문제가 있다.
냉각/ 권취
냉각/권취 단계(S130)에서는 열간압연된 판재를 냉각하면서 권취한다. 냉각과 동시에 권취가 실시되는 경우라면, 냉각종료온도는 권취온도(Coiling Temperature; CT)가 될 수 있다.
본 단계에서, 권취는 권취온도(CT) 550 ~ 620℃에서 실시될 수 있다. 이 경우, 적정 석출상 형성으로 강판의 강도를 유지할 수 있다.
권취온도(CT)가 550℃ 미만일 경우, 결정립의 조대화로 인하여 강도가 불충분할 수 있다. 반면에, 권취온도(CT)가 620℃를 초과하는 경우 저온 충격인성이 크게 저하될 수 있다.
한편, 냉각은 대략 5 ~ 100℃/sec의 냉각속도로 실시되는 것이 바람직하다. 냉각속도가 5℃/sec 미만일 경우, 석출물의 조대화로 인해 강도 확보에 어려움이 따를 수 있다. 반대로, 냉각속도가 100℃/sec를 초과하는 경우, 조직이 경해져서 저온 인성이 저하될 수 있고, 더 이상의 효과 없이 과도한 냉각으로 강판 제조비용만 상승할 수 있다.
상기의 과정(S110 ~ S130)으로 제조되는 열연강판은 합금 성분 조절 및 공정 조건 제어를 통하여 탄소 함량이 0.03 ~ 0.06 중량%의 저탄소계임에도 불구하고 인장강도(TS) : 600MPa 이상 및 항복강도(YS) : 555MPa를 갖는 API 5L X70 규격을 만족하면서 CLR(Crack Length Ratio) : 10% 이하, CTR(Crack Thickness Ratio) : 4% 이하 및 CSR(Crack Sensitivity Ratio) : 2% 이하를 갖음으로써, 고강도와 더불어 우수한 내부식성 특성을 가진다.
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 1에 기재된 조성 및 표 2에 기재된 공정 조건으로 실시예 1 ~ 3 및 비교예 1 ~ 2에 따른 시편들을 제조하였다. 이후, 실시예 1 ~ 3 및 비교예 1 ~ 2에 따른 열연시편을 재가열, 열간압연, 냉각 및 권취한 후 각각에 대하여 인장시험 및 HIC(Hydrogen induced cracking)시험을 실시하였다.
[표 1]
Figure pat00001
[표 2]
Figure pat00002

2. 기계적 물성 평가
표 3은 실시예 1~3 및 비교예 1~2에 따라 제조된 시편들에 대한 기계적 물성 결과를 나타낸 것이다.
[표 3]
Figure pat00003

표 1 내지 표 3을 참조하면, 실시예 1~3에 따라 제조된 시편들의 경우, 목표값에 해당하는 인장강도(TS) : 600MPa 이상 및 항복강도(YS) : 555MPa를 모두 만족하는 것을 알 수 있다.
또한, 실시예 1~3에 따라 제조된 시편들의 경우, 목표값에 해당하는 CLR(Crack Length Ratio) : 10% 이하, CTR(Crack Thickness Ratio) : 4% 이하 및 CSR(Crack Sensitivity Ratio) : 2% 이하를 모두 만족하는 것을 알 수 있다.
반면, 비교예 1~2에 따라 제조된 시편들의 경우에는 인장강도(TS) 및 항복강도(YS)는 목표값을 모두 만족하였으나, CLR, CTR 및 CSR 모두 목표값에 미치지 못하였다. 이는 실시예 1~3에 따라 제조된 시편과 비교해 볼 때, 다량 첨가시 내부식성을 저하시키는 탄소(C) 함량이 강판 전체 중량의 0.06중량%를 초과하고, 그 외에도 인(P)이나 황(S)의 함량이 높은 것에 기인한다고 볼 수 있다.
위의 실험 결과에서 알 수 있듯이, 본 발명에서 제시한 조건을 만족하는 실시예 1~3에 따라 제조된 시편들은 그렇지 못한 비교예 1~2와 비교하여, 탄소(C), 인(P), 황(S) 등의 함량을 낮추는 것으로 인해 API 5L X70 규격은 만족하면서도 내부식성 특성을 현저히 향상시킬 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/권취 단계

Claims (4)

  1. 중량%로, 탄소(C) : 0.03 ~ 0.06%, 실리콘(Si) : 0.1 ~ 0.2%, 망간(Mn) : 1.1 ~ 1.4%, 인(P) : 0.01% 이하, 황(S) : 0.001% 이하, 알루미늄(Al) : 0.02 ~ 0.05%, 바나듐(V) : 0.04~0.1%, 니오븀(Nb) : 0.08 ~ 0.1%, 티타늄(Ti) : 0.01 ~ 0.03%, 몰리브덴(Mo) : 0.1 ~ 0.2%, 크롬(Cr) : 0.1 ~ 0.3%, 구리(Cu) : 0.2 ~ 0.35%, 니켈(Ni) : 0.1 ~ 0.3%, 칼슘(Ca) : 0.001 ~ 0.004%, 질소(N) : 0.006% 이하 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어지는 슬라브 판재를 슬라브 재가열 온도(SRT) 1150 ~ 1250℃ 조건으로 재가열하는 단계;
    상기 재가열된 판재를 마무리압연온도(FDT) 750 ~ 850℃ 조건으로 열간압연하는 단계; 및
    상기 열간압연된 판재를 권취온도(CT) 550 ~ 620℃로 냉각하여 권취하는 단계;를 포함하는 것을 특징으로 하는 열연강판 제조 방법.
  2. 제1항에 있어서,
    상기 냉각은
    5 ~ 100℃/sec의 냉각 속도로 실시하는 것을 특징으로 하는 열연강판 제조 방법.
  3. 중량%로, 탄소(C) : 0.03 ~ 0.06%, 실리콘(Si) : 0.1 ~ 0.2%, 망간(Mn) : 1.1 ~ 1.4%, 인(P) : 0.01% 이하, 황(S) : 0.001% 이하, 알루미늄(Al) : 0.02 ~ 0.05%, 바나듐(V) : 0.04~0.1%, 니오븀(Nb) : 0.08 ~ 0.1%, 티타늄(Ti) : 0.01 ~ 0.03%, 몰리브덴(Mo) : 0.1 ~ 0.2%, 크롬(Cr) : 0.1 ~ 0.3%, 구리(Cu) : 0.2 ~ 0.35%, 니켈(Ni) : 0.1 ~ 0.3%, 칼슘(Ca) : 0.001 ~ 0.004%, 질소(N) : 0.006% 이하 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어지며,
    CLR(Crack Length Ratio) : 10% 이하, CTR(Crack Thickness Ratio) : 4% 이하 및 CSR(Crack Sensitivity Ratio) : 2% 이하를 갖는 것을 특징으로 하는 열연강판.
  4. 제3항에 있어서,
    상기 열연강판은
    인장강도(TS) : 600MPa 이상 및 항복강도(YS) : 555MPa를 갖는 것을 특징으로 하는 열연강판.
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