WO2023113532A1 - 용접성이 우수한 냉연강판 및 이의 제조 방법 - Google Patents

용접성이 우수한 냉연강판 및 이의 제조 방법 Download PDF

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WO2023113532A1
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steel sheet
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rolled
hot
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김재익
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    • C22C38/28—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with titanium or zirconium

Definitions

  • the present invention relates to a steel sheet, and more particularly, to a cold-rolled steel sheet having excellent weldability and a manufacturing method thereof.
  • the flux cored welding (FCW) method is the welding method with the highest welding productivity and easy welding in various positions.
  • the welding material used in the flux-cored welding method is a flux-cored wire, and a strip drawn using a cold-rolled steel sheet for welding rod is processed into a U-shape, and flux is added to the processed holding ball.
  • the flux is added by mixing various alloy elements in the form of high purity powder according to the purpose to improve the use characteristics of the flux component including an oxidizing agent and the welding rod to secure weldability, and then processed into an O shape for welding made of wire As such, the flux component is added to secure welding workability, and the alloy element is added to secure characteristics suitable for the use of the welding rod.
  • the low-carbon steel-based cold-rolled steel for welding rod is a low-alloy steel
  • a large amount of alloying elements must be added to the core in order to secure the characteristics of the welding rod according to the environment in which the welding rod is used.
  • the material used for the welding rod since it is necessary to add an appropriate level of flux to secure welding workability, there is a problem in that there is a limit to the desired amount of alloying element input into the core.
  • oxidizing agent slag forming agent
  • arc stabilizer arc stabilizer
  • alloy components should all be added to the central part of the steel for welding rod, but it is limited to unilaterally filling the wire steel with about 30 to 60% of the volume including the flux. Therefore, although there is a difference depending on the alloy element to be filled, the weight ratio is limited to about 15 to 25%.
  • alloying elements are prepared in the form of high-purity powder to secure strength and low-temperature toughness when flux is charged after forming low-carbon steel.
  • a method of adding together with flux components is generally used. As described above, not only is the alloy powder added to secure properties high-purity and expensive, but also there is a problem in that conditions for adding flux components to secure welding stability are restricted according to the large input amount.
  • the technical problem to be solved by the present invention is to obtain a welded part having excellent strength and low-temperature toughness in a cryogenic environment, and to provide a cold-rolled steel sheet for a flux-cored wire welding rod having excellent welding workability and drawability.
  • Another technical problem to be solved by the present invention is to provide a method for manufacturing a cold-rolled steel sheet having the above advantages.
  • the cold-rolled steel sheet contains, by weight, carbon (C): 0.01 to 0.05%, manganese (Mn): 0.6 to 1.2%, silicon (Si): 0.05% or less (excluding 0%) , phosphorus (P): 0.0005 to 0.01%, sulfur (S): 0.008% or less (excluding 0%), aluminum (Al): 0.0005 to 0.015%, nitrogen (N): 0.0005 to 0.003%, tungsten (W) : 0.1 to 0.4%, chromium (Cr): 1.0 to 2.0%, zirconium (Zr): 0.05 to 0.15%, the remaining Fe and unavoidable impurities may be included, and the yield strength of the welding member may be 500 MPa or more.
  • the cold-rolled steel sheet may satisfy FCW and A values of 40 to 150 in Equation 1 below.
  • FCW, A (2.5 ⁇ [Mn] + 1.8 ⁇ [Cr] + 24 ⁇ [Al]) ⁇ (18 ⁇ [W]) ⁇ (45 ⁇ [Zr]) / (34 ⁇ [C])
  • the cold-rolled steel sheet may include a tissue fraction composed of at least one of cementite and bainite in an area % of 1 to 7% and the balance of ferrite. In one embodiment, the cold-rolled steel sheet may have an elongation of 35% or more. In one embodiment, the cold-rolled steel sheet may have a weld zone segregation index of less than 0.15%. In one embodiment, the cold-rolled steel sheet may have an impact energy of 50 J or more at -40 °C.
  • a method for manufacturing a cold-rolled steel sheet contains, by weight, carbon (C): 0.01 to 0.05%, manganese (Mn): 0.6 to 1.2%, silicon (Si): 0.05% or less (0% excluding), phosphorus (P): 0.0005 to 0.01%, sulfur (S): 0.008% or less (excluding 0%), aluminum (Al): 0.0005 to 0.015%, nitrogen (N): 0.0005 to 0.003%, tungsten Heating a steel slab containing (W): 0.1 to 0.4%, chromium (Cr): 1.0 to 2.0%, zirconium (Zr): 0.05 to 0.15%, the balance Fe and unavoidable impurities, Hot rolling at a finish rolling temperature of 880 ° C., winding the hot-rolled hot-rolled steel sheet at 580 to 700 ° C., cold-rolling the coiled hot-rolled steel sheet at 50 to 90%, and cold-rolled cold-rolled steel sheet It may include
  • the slab may satisfy FCW and A values of 40 to 150 in Equation 1 below.
  • FCW, A (2.5 ⁇ [Mn] + 1.8 ⁇ [Cr] + 24 ⁇ [Al]) ⁇ (18 ⁇ [W]) ⁇ (45 ⁇ [Zr]) / (34 ⁇ [C])
  • heating the steel slab may be performed at 1,180 °C or higher.
  • the hot-rolled steel sheet prior to cold rolling the rolled hot-rolled steel sheet, the hot-rolled steel sheet may be pickled.
  • the step of temper rolling the annealed cold-rolled steel sheet may be further included.
  • the cold-rolled steel sheet according to an embodiment of the present invention has excellent strength, excellent low-temperature toughness, welding workability and workability by controlling the content of major elements such as manganese, chromium, aluminum, tungsten, zirconium, and carbon.
  • major elements such as manganese, chromium, aluminum, tungsten, zirconium, and carbon.
  • a cold-rolled steel sheet manufacturing method may provide a method for manufacturing a cold-rolled steel sheet having the above advantages.
  • first, second and third are used to describe, but are not limited to, various parts, components, regions, layers and/or sections. These terms are only used to distinguish one part, component, region, layer or section from another part, component, region, layer or section. Accordingly, a first part, component, region, layer or section described below may be referred to as a second part, component, region, layer or section without departing from the scope of the present invention.
  • % means weight%, and 1ppm is 0.0001 weight%.
  • the meaning of further including an additional element means replacing and including iron (Fe) as much as the additional amount of the additional element.
  • wt% may be expressed as %.
  • Carbon (C) is an element added to secure the strength of steel and to make the Heat Affected Zone (HAZ) have material characteristics similar to those of the parent material during welding.
  • the carbon content may range from 0.01 to 0.05%, specifically, from 0.012 to 0.048%.
  • Manganese (Mn) is a representative solid-solution strengthening element that increases strength of steel and improves hot workability.
  • the manganese content may range from 0.6 to 1.2%, specifically from 0.65 to 1.15%.
  • Silicon (Si) combines with a specific element such as oxygen to form an oxide layer on the surface of the steel sheet, deteriorating the surface properties and acting as a factor in reducing corrosion resistance, and degrading impact properties by promoting hard phase transformation in the weld metal. may act as a contributing factor.
  • the silicon content may range from 0.0005 to 0.0045%.
  • Phosphorus (P) is an element that exists as a solid solution element in steel and causes solid solution strengthening to improve strength and hardness.
  • the phosphorus content may range from 0.0005 to 0.01%, specifically from 0.0008 to 0.0095%.
  • S Sulfur
  • Mn manganese
  • S sulfur
  • the sulfur (S) content may be 0.008% or less, specifically in the range of 0.0004 to 0.0075%.
  • Aluminum (Al) is an element added for the purpose of preventing material deterioration due to carbonate and aging in aluminum killed steel, and is an element advantageous for securing ductility within an appropriate range, and the above-mentioned effects occur remarkably in the case of cryogenic temperatures.
  • the aluminum content may range from 0.0005 to 0.015%, specifically, from 0.0006 to 0.0148%.
  • Nitrogen (N) is an element that strongly induces material strengthening while existing in a solid solution state inside the steel.
  • the nitrogen content may range from 0.0005 to 0.003%, specifically, from 0.0008 to 0.0029%.
  • the nitrogen content is outside the upper limit of the range, the aging property is excessively deteriorated, and the burden due to denitrification increases in the steel manufacturing step, which may deteriorate steelmaking workability.
  • the nitrogen content is out of the lower limit of the range, it is difficult to secure the target stiffness.
  • Tungsten is effective in improving strength, high-temperature properties, and drawability, and is an element for improving low-temperature impact properties by forming a stable structure even at cryogenic temperatures.
  • the content of tungsten may range from 0.1 to 0.4%, specifically, from 0.12 to 0.39%.
  • Chromium (Cr) is an element that is advantageous to the strength of welded joints, plays a role in forming a stable rust layer, and contributes to improving corrosion resistance.
  • the chromium content may range from 1.0 to 2.0%, specifically from 1.10 to 1.85%.
  • Zirconium is an element that is not only advantageous in terms of securing low-temperature toughness of a welded part through the formation of precipitates, but also greatly contributes to improving workability of a welding material.
  • the zirconium content may range from 0.05 to 0.15%, specifically, from 0.07 to 0.14%.
  • the unavoidable impurities refer to impurities that are unavoidably mixed in the manufacturing process of the cold-rolled steel sheet. Since unavoidable impurities are widely known, detailed descriptions are omitted.
  • the addition of elements other than the above-described alloy components is not excluded, and may be variously included within a range that does not impair the technical spirit of the present invention. When additional elements are included, they are included in place of Fe, which is the remainder.
  • the cold-rolled steel sheet may further include Cu, Ti, Nb, and Ni.
  • the content of each component may be 0.03% or less of Cu, 0.002% or less of Ti, 0.002% or less of Nb, and 0.02% or less of Ni.
  • the cold-rolled steel sheet satisfies FCW and A values of 40 to 150 in Equation 1 below.
  • FCW, A (2.5 ⁇ [Mn] + 1.8 ⁇ [Cr] + 24 ⁇ [Al]) ⁇ (18 ⁇ [W]) ⁇ (45 ⁇ [Zr]) / (34 ⁇ [C])
  • FCW, A in Equation 1 relates to the correlation of each element affecting welding workability and drawing workability, and the cold-rolled steel sheet having excellent weldability for flux-cored wire has a value of FCW, A , which is an index of Equation 1, is 40 to 150, specifically 45 to 145.
  • FCW and A values of Equation 1 are out of the upper limit of the range, the fraction of the hard transformed structure increases, causing breakage of the welding member during pipe manufacturing and drawing.
  • FCW and A in Equation 1 are outside the lower limit of the above range, it is advantageous in terms of processability because the room temperature structure has a small amount of transformation into a hard phase, but the amount of alloying elements in the flux increases to secure strength and low-temperature toughness. Therefore, there is a problem in that welding workability is lowered and manufacturing cost is improved.
  • the cold-rolled steel sheet has a structure fraction composed of at least one of cementite and bainite, as an area %, of 1 to 7%, and the balance includes ferrite.
  • the cold-rolled steel sheet having excellent weldability according to the present invention may have a microstructure including cementite and bainite of 1 to 7% and a balance of ferrite as an area %.
  • the tissue fraction composed of the cementite and the bainite may be in the range of 1 to 7%, specifically 1.1 to 6.8%, as an area %.
  • the fraction of the structure composed of the cementite and the bainite is out of the upper limit of the range, it may cause breakage during drawing and deteriorate corrosion resistance.
  • the structure fraction composed of the cementite and the bainite is out of the lower limit of the above range, there is a problem of acting as a factor in generating strain aging defects due to solid solution elements in the steel as the precipitation of carbides is not promoted.
  • the cold-rolled steel sheet having excellent weldability may have an elongation of 35% or more. Specifically, the elongation may be in the range of 37% or more.
  • the elongation ratio When the elongation ratio satisfies the above range, it can be utilized as a cold-rolled steel sheet for a flux-cored wire welding rod.
  • the cross section reduction rate When the elongation is out of the range, the cross section reduction rate is lowered during the drawing process of the welding wire, resulting in deterioration in pipe making workability and the occurrence of cracks such as tearing during processing.
  • the cold-rolled steel sheet having excellent weldability may have a weld zone segregation index of less than 0.15%.
  • the welded part segregation index means the segregation index of a welded part welded with a flux-cored wire manufactured using a cold-rolled steel sheet having excellent weldability according to an embodiment of the present invention.
  • the welded portion segregation index is expressed as a ratio of an area occupied by a segregated portion due to additive elements to the total area of the welded portion.
  • the weldment segregation index may be 0.15% or less, specifically, in the range of 0.001 to 0.13%.
  • the cold-rolled steel sheet may have low-temperature impact energy of 50 J or more at -40 °C.
  • members such as welded parts may cause cracks due to low-temperature shock in a low-temperature environment, and may cause problems in the safety of the welded structure.
  • the cold-rolled steel sheet satisfies an impact energy of 50 J or more at a low temperature, thereby maintaining safety even in a low-temperature environment.
  • the cold-rolled steel sheet may have a welded member yield strength of 500 MPa or more.
  • the yield strength of the welding member refers to the yield strength of a welded portion welded with a flux-cored wire manufactured using a cold-rolled steel sheet.
  • the yield strength of the welded part needs to be maintained within an appropriate range regardless of the base material. Since the yield strength of the welding member satisfies 500 MPa or more, high-strength characteristics can be secured in terms of securing the stability of the welded portion when applied to the structural member.
  • a method for manufacturing a cold-rolled steel sheet contains, by weight, carbon (C): 0.01 to 0.05%, manganese (Mn): 0.6 to 1.2%, silicon (Si): 0.05% or less (0% excluding), phosphorus (P): 0.0005 to 0.01%, sulfur (S): 0.008% or less (excluding 0%), aluminum (Al): 0.0005 to 0.015%, nitrogen (N): 0.0005 to 0.003%, tungsten Heating a steel slab containing (W): 0.1 to 0.4%, chromium (Cr): 1.0 to 2.0%, zirconium (Zr): 0.05 to 0.15%, the balance Fe and unavoidable impurities, and hot rolling the heated slab It includes the steps of: winding the hot-rolled hot-rolled steel sheet, cold-rolling the coiled hot-rolled steel sheet, and annealing the cold-rolled cold-rolled steel sheet.
  • a detailed description of the steel slab is the same as that of the
  • the steel slab is heated. Heating the steel slab may be performed at 1,180 °C or higher. The heating of the steel slab may be performed at a temperature range of 1,180 to 1,280 °C. Specifically, the steel slab can be performed at a temperature range of 1,190 to 1,270 °C.
  • a hot-rolled steel sheet may be obtained by hot-rolling the heated slab.
  • the finish rolling temperature may be carried out in the range of 820 to 880 °C.
  • the finish rolling temperature may be specifically, carried out in the range of 830 to 875 °C.
  • finish rolling temperature When the finish rolling temperature is out of the upper limit of the range, the peelability of the surface scale is lowered, and uniform hot rolling is not performed throughout the thickness, so grain refinement is insufficient, resulting in impact toughness due to grain coarsening. may cause degradation.
  • finish rolling temperature is out of the lower limit of the range, as hot rolling is finished in a low temperature region, crystal grains are rapidly grain-aggregated, resulting in deterioration in hot rolling properties and workability.
  • the hot-rolled steel sheet obtained through the hot-rolling step may be wound.
  • the winding may be performed at a winding temperature of 580 to 700 °C.
  • the winding may be performed at a temperature range of 590 to 690 °C.
  • the coiling temperature is out of the upper limit value, as the structure of the final product is coarsened, it may cause a problem of softening the surface material and deteriorating the tubularity.
  • the temperature non-uniformity in the width direction causes a difference in the formation behavior of low-temperature precipitates and causes material deviation, thereby reducing workability.
  • a cold-rolled steel sheet may be obtained by cold-rolling the hot-rolled steel sheet to a target thickness.
  • the hot-rolled steel sheet may be pickled.
  • the cold rolling reduction in the cold rolling step, may be in the range of 50 to 90%. Specifically, the cold reduction ratio may be in the range of 55 to 85%.
  • the cold rolling reduction ratio When the cold rolling reduction ratio is out of the upper limit of the range, there is a problem in that the material is hardened, lowering the cold rolling workability due to the load of the rolling mill, and causing cracks during drawing. If the cold reduction ratio is out of the lower limit of the range, there is a problem in that it is difficult to secure a uniform material because the recrystallization driving force is low and local tissue growth occurs. In addition, considering the thickness of the final product, since the thickness of the hot-rolled steel sheet must be lowered, the hot-rolling workability is significantly deteriorated.
  • step of annealing the cold-rolled cold-rolled steel sheet target strength and workability can be secured by performing annealing in a state in which strength is increased due to strain introduced in cold rolling.
  • Annealing the cold-rolled cold-rolled steel sheet may be performed at a temperature range of 700 to 850 °C.
  • the step of annealing the cold-rolled cold-rolled steel sheet may be in the temperature range of 710 to 840 °C.
  • the risk of plate breakage due to heat-buckle increases, and the annealing passability may be reduced.
  • the annealing step is out of the lower limit of the temperature range, there is a problem in that workability is significantly deteriorated as the strain formed by cold rolling is not sufficiently removed.
  • a step of temper rolling the annealed cold-rolled steel sheet may be further included.
  • the step of temper rolling the annealed cold-rolled steel sheet may be applied at a reduction ratio of 3% or less. Specifically, the step of temper rolling the annealed cold-rolled steel sheet may be applied at a reduction ratio of 0.3 to 2.5% or less.
  • step of temper rolling the annealed cold-rolled steel sheet when the reduction ratio satisfies the above range, it is possible to control the shape of the material and obtain a target surface roughness.
  • step of temper rolling the annealed cold-rolled steel sheet when the reduction ratio is excessively high, the material is hardened but workability is deteriorated.
  • the annealed sheet may be used for manufacturing a flux cored wire.
  • the cold-rolled steel sheet for flux-cored wire may include an outer shell composed of the aforementioned cold-rolled steel sheet or a cold-rolled steel sheet manufactured by the cold-rolled steel sheet manufacturing method, and a flux filled in the outer shell.
  • the flux-cored wire comprising the cold-rolled steel sheet of the present invention can exhibit the effect of the flux-cored wire, and the effect is independent of the type of flux. It is an effect expressed by Therefore, since the flux generally used in the flux cored wire field can be used, a detailed description thereof will be omitted.
  • FCW ,A value is designed considering the correlation of each element affecting welding workability and drawing workability. Specifically, the FCW ,A value is (2.5 ⁇ [Mn] + 1.8 ⁇ [Cr] + 24 ⁇ [Al]) ⁇ (18 ⁇ [W]) ⁇ (45 ⁇ [Zr]) / (34 ⁇ [C]), [Mn], [Cr], [Al], [W], [Zr], and [C] represent weight% as each content.
  • inventive steels 1 to 5 satisfy the steel sheet composition of the present invention, and thus satisfy the FCW ,A values of 40 to 150.
  • Inventive materials 1 to 9 and Comparative Examples 1 to 10 were prepared by working the inventive steels 1 to 5 and comparative steels 1 to 6 of Table 1 under the process conditions shown in Table 2 below. Specifically, after heating the slabs of Table 1 to 1,230 ° C., hot rolling, winding, cold rolling, and continuous annealing processes were performed under the manufacturing conditions described in Table 2 below. In this case, a temper reduction of 0.9% was applied to the annealed sheet.
  • Table 3 shows the result of measuring the type and fraction of microstructure, elongation, sheet permeability, and drawing workability of the cold-rolled steel sheet manufactured through the manufacturing conditions of Table 2 above.
  • Sheet permeability was marked as good (O) when there was no rolling load during cold and hot rolling and no defects such as heat-buckles occurred during continuous annealing, and poor when rolling load occurred or defects such as plate breakage occurred during continuous annealing ( X).
  • the drawing processability was marked as poor (X) if processing defects such as tearing occurred during the drawing process of the flux-cored wire with a section reduction rate of 61%, and it was marked as good (O) if processing defects did not occur.
  • the strip was processed into a U-shape to fill the flux component, and then an O-shaped welding material having a diameter of 3.1 mm was made. Thereafter, a flux-cored wire having a diameter of 1.2 mm was prepared by drawing the welding material, and the results of the low-temperature impact and tensile tests are shown in Table 3 below.
  • the measurement results are shown in Table 3 below.
  • the welding member was drawn with a wire having a diameter of 1.2 mm, and the welding member worked under the conditions of a voltage of 29 volts, a current of 150 to 180 A, and a welding speed of 40 cm per minute using a pilot welding machine. This is the result.
  • the measurement result is also shown in Table 3 below.
  • the welding member was drawn with a wire having a diameter of 1.2 mm, and the quality of the welding member worked under the conditions of a voltage of 29 volts, a current of 150 to 180 A, and a welding speed of 40 cm per minute using a pilot welding machine. is the result of evaluation.
  • the invention materials 1 to 9 satisfying all of the alloy composition, microstructure characteristics, and manufacturing conditions not only have good sheetability, but also the material of the target cold-rolled steel sheet for flux-cored wire welding rods. It satisfies the standard elongation of 35% or more.
  • the segregation index of the wire made of the welding member is less than 0.15%, tearing or cracking of the welded part does not occur during secondary processing, so that excellent workability can be secured.
  • excellent strength and low-temperature toughness with an impact energy of 50 J or more at -40 ° C. and a yield strength of 500 MPa or more of a welded member can be secured.
  • Comparative Materials 1 to 4 are of the present invention. Although the range of the alloy composition presented in was satisfied, the microstructure characteristics and manufacturing conditions were not satisfied, and in the case of Comparative Materials 1 to 3, the rolling sheetability was reduced, and in Comparative Examples 1 to 4, the annealing sheetability was reduced. can confirm that In addition, it can be confirmed that the elongation is lower than the target value, the yield strength of the welding member is less than 500 MPa, the impact energy value at -40 ° C is less than -50 J, and the welding member drawing workability is poor. properties cannot be obtained.
  • Comparative Materials 5 to 10 satisfy the manufacturing conditions presented in the present invention, but do not satisfy the alloy composition, and have characteristics such as target elongation, weld segregation index, impact energy, and weld yield strength of the present invention. It was confirmed that the inventive materials 1 to 9 did not reach, and in most cases, it was confirmed that tearing or cracking occurred during the drawing process.

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Abstract

본 발명은 냉연강판 및 이의 제조 방법에 관한 것으로서, 일 실시예에 따른, 냉연강판은 중량%로, 탄소(C): 0.01 내지 0.05%, 망간(Mn): 0.6 내지 1.2%, 실리콘(Si): 0.05% 이하 (0%는 제외), 인(P): 0.0005 내지 0.01%, 황(S): 0.008% 이하 (0%는 제외), 알루미늄(Al): 0.0005 내지 0.015%, 질소(N): 0.0005 내지 0.003%, 텅스텐(W): 0.1 내지 0.4%, 크롬(Cr): 1.0 내지 2.0%, 지르코늄(Zr): 0.05 내지 0.15%, 나머지 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하고, 용접부재 항복강도가 500 MPa 이상일 수 있다.

Description

용접성이 우수한 냉연강판 및 이의 제조 방법
본 발명은 강판에 관한 것으로서, 더욱 상세하게는 용접성이 우수한 냉연강판 및 이의 제조 방법에 관한 것이다.
일반적으로 용접 생산성이 가장 높고 다양한 위치에서 용접이 용이한 용접 방법으로는 플럭스 코어드 용접(Flux Cored Welding, FCW)법이 있다. 상기 플럭스 코어드 용접법에 사용되는 용접 재료는 플럭스 코어드 와이어로서, 용접봉용 냉연강판을 사용하여 인발한 스트립(Strip)을 U 자형으로 가공하고, 가공된 유지곤에 플럭스(Flux)를 첨가하고 있다. 상기 플럭스는 용접성을 확보하기 위해 산화제를 포함하는 플럭스 성분과 용접봉의 사용 특성을 향상시키기 위해 목적에 따라 다양한 합금원소들을 고순도의 분말 형태로 혼합하여 첨가하며, 이 후, O 자형으로 가공하여 용접용 와이어로 제조한다. 이와 같이, 상기 플럭스 성분은 용접 작업성 확보를 위해 첨가되며, 합금 원소는 용접봉의 사용 용도에 적합한 특성 확보를 위해 첨가되고 있다.
이때, 고순도의 분말 형태로 첨가되는 코어 내 합금원소의 종류 및 첨가량 변화를 통해 용접봉 소재에 요구되는 다양한 특성을 확보하게 된다. 예를 들어, 우수한 저온 인성이 요구되는 용접 부재를 생산하기 위해, 가공된 와이어 코어부에 저온 인성을 개선하기 위해 합금 원소와 플럭스를 혼합하여 함께 장입하여야 한다.
또한, 상기 플럭스 코어드 와이어 제조를 위해 사용되는 와이어용 냉연 강재로서, 저탄소강이 사용되고 있으며, 일부 특수 용도에는 스테인리스 강이 사용되고 있다. 상기 저탄소강 베이스의 용접봉용 냉연 강재는 저합금강이기 때문에 용접봉의 사용 환경에 따른 용접봉 특성을 확보하기 위해서는 코어내에 다량의 합금 원소 첨가가 필요하다. 그러나, 상기 용접봉에 활용되는 소재의 경우, 용접 작업성 확보를 위해 적정 수준의 플럭스를 첨가할 필요가 있으므로, 코어 내 합금 원소 투입량을 원하는대로 투입하는데 제한이 있는 문제가 있다. 구체적으로 용접봉용 강재의 중심 부위에 다량의 산화제, 슬래그 형성제, 아크 안정제, 및 합금성분이 모두 첨가되어야 하나, 일방적으로 와이어 강재에 플럭스를 포함하여 약 30 내지 60 %의 용적량을 충진하는 것이 한계이므로, 충진되는 합금 원소에 따라 차이는 있지만, 무게비로는 약 15 내지 25 % 수준이 한계이다.
이와 같은 경우, 용접 봉의 사용 특성을 확보하기 위해 합금 원소의 첨가량이 증가하면 플럭스 성분이 제한되어 안정적인 용접 특성을 확보하기 어려운 문제가 있다. 또한, 이들 합금원소들은 고순도의 분말 형태로 첨가하여야 하기 때문에, 용접봉의 제조 원가 상승 요인이 될 뿐만 아니라, 대부분 첨가되는 합금 원소들의 비중이 높아짐에 따라 용접 작업 시 용융된 처가 성분들이 용접부 편석을 일으켜 용접 불량의 요인으로 작용하는 문제가 있다.
용접 와이어용 스테인리스 강의 경우, 근본적으로 일반 탄소강에 비하여 소강 성분 중 존재하는 니켈(Ni)의 합금 원소량이 많으므로, 플럭스와 함께 처가되는 코어 합금원소의 첨가량을 일정부분 줄일 수 있지만, 고합금 강재로써 원판 소재의 가격이 높아 특수 용도로만 적용되고 있는 문제가 있다. 또한, 상기 스테인리스 베이스의 용접봉용 강재의 경우, 용접봉 와이어 가공 시 가공 경화에 의해 단선이 발생하는 경우가 많아 별도로 풀림 열처리를 실시하여야 하는 것과 같이 추가적인 공정 경유에 따른 제조 원가 상승 문제를 해결해야 할 필요가 있다.
그러므로, 현재 가공성, 구체적으로 인발 가공성 및 강도, 인성이 요구되는 용접 와이어용 냉연 강재로는 저탄소강을 조관 후 플럭스 장입 시 강도와 저온 인성을 확보하기 위해 고가의 합금 원소들을 고순도 분말 형태로 조제하여 플럭스 성분들과 함께 투입하는 방법이 일반적으로 활용되고 있다. 전술한 바와 같이, 특성 확보를 위해 첨가되는 합금 분말이 고순도로 고가일 뿐만 아니라, 투입량이 많음에 따라 용접 안정성을 확보하기 위한 플럭스 성분들의 첨가 조건에 제약이 따르는 문제가 있다.
또한, 상기 첨가되는 고가의 합금원소들이 상기 플럭스 내에서 편석 현상을 일으켜 용접 작업성을 열화시키는 문제가 있다. 예를 들어, 상기 플럭스 코어드 와이어용 강판을 제조하기 위한 방법으로서 티타늄(Ti)과 같은 성분을 첨가함으로써, 충격 인성 및 강도 특성이 우수한 용접봉용 강을 제조하는 방법을 시도하였다. 그러나 상기 방법은 고가의 합금 원소를 다량으로 첨가함에 따라, 원가 상승의 문젱와 강재의 연성이 낮아 인발 가고성 확보가 어려운 문제가 있다.
또한, 플럭스 원료에 티타늄(Ti) 및 마그네슘(Mg)과 같은 원료를 첨가함으로써 용융 금속의 탈산 반응을 촉진하여 용접 결함을 저감시키는 기술이 제안되었다. 그러나, 용융 금속의 탈산 효과를 충분히 얻기 위해서는 플럭스 중에 많은 합금 원소를 첨가할 필요가 있으나, 이와 같이 많은 합금 원소를 플럭스에 첨가하게 되면 용접 시 미세한 입자가 주위로 튀어 나가는 스패터(Spatter) 현상이 많이 발생하여 용접 작업성이 저하되는 문제가 있다.
따라서, 극저온용 환경에서 강도 및 저온 인성이 우수한 용접부를 얻을 수 있으며, 용접 작업성 및 인발 가공성이 우수한 플럭스 코어드 와이어 용접봉용 냉연강판을 활용한 용접 강재 및 그 제조 방법에 대한 개발이 요구되고 있는 실정이다.
본 발명이 해결하고자하는 기술적 과제는 극저온용 환경에서 강도 및 저온 인성이 우수한 용접부를 얻을 수 있으며, 용접 작업성 및 인발 가능성이 우수한 플럭스 코어드 와이어 용접봉용 냉연강판을 제공할 수 있다.
본 발명이 해결하고자 하는 다른 기술적 과제는 상기 이점을 갖는 냉연강판의 제조 방법을 제공하는 것이다.
본 발명의 일 실시예에 따른, 냉연강판은 중량%로, 탄소(C): 0.01 내지 0.05%, 망간(Mn): 0.6 내지 1.2%, 실리콘(Si): 0.05% 이하 (0%는 제외), 인(P): 0.0005 내지 0.01%, 황(S): 0.008% 이하 (0%는 제외), 알루미늄(Al): 0.0005 내지 0.015%, 질소(N): 0.0005 내지 0.003%, 텅스텐(W): 0.1 내지 0.4%, 크롬(Cr): 1.0 내지 2.0%, 지르코늄(Zr): 0.05 내지 0.15%, 나머지 Fe 및 불가피한 불순물을 포함할 수 있고, 용접부재 항복강도가 500 MPa 이상일 수 있다.
일 실시예에서, 냉연강판은 하기 식 1의 FCW,A 값이 40 내지 150을 만족할 수 있다.
<식 1>
FCW,A = (2.5 × [Mn] + 1.8 × [Cr] + 24 × [Al]) × (18 × [W]) × (45 × [Zr]) / (34 × [C])
(상기 식 1에서 [Mn], [Cr], [Al], [W], [Zr], 및 [C]는 각각 Mn, Cr, Al, W, Zr, 및 C의 함량을 중량%로 나타낸다)
일 실시예에서, 냉연강판은 시멘타이트 및 베이나이트 중 적어도 하나 이상으로 구성된 조직 분율이 면적 %로서, 1 내지 7 % 및, 잔부의 페라이트를 포함할 수 있다. 일 실시예에서, 냉연강판은 연신율이 35 % 이상일 수 있다. 일 실시예에서, 냉연강판은 용접부 편석지수가 0.15 % 미만일 수 있다. 일 실시예에서, 냉연강판은 - 40 ℃에서의 충격 에너지가 50 J 이상일 수 있다.
본 발명의 다른 실시예에 따른, 냉연강판의 제조방법은 중량%로, 탄소(C): 0.01 내지 0.05%, 망간(Mn): 0.6 내지 1.2%, 실리콘(Si): 0.05% 이하 (0%는 제외), 인(P): 0.0005 내지 0.01%, 황(S): 0.008% 이하 (0%는 제외), 알루미늄(Al): 0.0005 내지 0.015%, 질소(N): 0.0005 내지 0.003%, 텅스텐(W): 0.1 내지 0.4%, 크롬(Cr): 1.0 내지 2.0%, 지르코늄(Zr): 0.05 내지 0.15%, 나머지 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하는 강 슬라브를 가열하는 단계, 가열된 슬라브를 820 내지 880 ℃의 마무리 압연 온도로 열간압연하는 단계, 열간압연된 열연강판을 580 내지 700 ℃에서 권취하는 단계, 권취된 상기 열연강판을 50 내지 90 %로 냉간압연하는 단계, 및 냉간압연된 냉연강판을 700 내지 850 ℃ 범위로 소둔하는 단계를 포함할 수 있다.
일 실시예에서, 상기 슬라브는 하기 식 1의 FCW,A 값이 40 내지 150을 만족할 수 있다.
<식 1>
FCW,A = (2.5 × [Mn] + 1.8 × [Cr] + 24 × [Al]) × (18 × [W]) × (45 × [Zr]) / (34 × [C])
(상기 식 1에서 [Mn], [Cr], [Al], [W], [Zr], 및 [C]는 각각 Mn, Cr, Al, W, Zr, 및 C의 함량을 중량%로 나타낸다)
일 실시예에서, 상기 강 슬라브를 가열하는 단계는 1,180 ℃ 이상에서 수행될 수 있다. 일 실시예에서, 권취된 상기 열연강판을 냉간압연하는 단계 이전에, 상기 열연강판을 산세할 수 있다. 일 실시예에서, 냉간압연된 냉연강판을 소둔하는 단계 이후에, 소둔된 냉연강판을 조질압연하는 단계를 더 포함할 수 있다.
본 발명의 일 실시예에 따른 냉연강판은, 망간, 크롬, 알루미늄, 텅스텐, 지르코늄, 및 탄소와 같은 주요 원소의 함량을 제어함으로써, 강도가 우수하고, 저온 인성이 우수하며, 용접 작업성 및 가공성이 우수한 냉연강판을 제공하고, 조선산업, 자재산업, 및 건축산업과 같이 다방면의 산업 분야에 사용되는 용접이 가능한 플럭스 코어드 와이어용의 냉연강판을 제공할 수 있다.
본 발명의 다른 실시예에 따른 냉연강판 제조 방법은, 상기 이점을 갖는 냉연강판을 제조하는 방법을 제공할 수 있다.
제1, 제2 및 제3 등의 용어들은 다양한 부분, 성분, 영역, 층 및/또는 섹션들을 설명하기 위해 사용되나 이들에 한정되지 않는다. 이들 용어들은 어느 부분, 성분, 영역, 층 또는 섹션을 다른 부분, 성분, 영역, 층 또는 섹션과 구별하기 위해서만 사용된다. 따라서, 이하에서 서술하는 제1 부분, 성분, 영역, 층 또는 섹션은 본 발명의 범위를 벗어나지 않는 범위 내에서 제2 부분, 성분, 영역, 층 또는 섹션으로 언급될 수 있다.
여기서 사용되는 전문 용어는 단지 특정 실시예를 언급하기 위한 것이며, 본 발명을 한정하는 것을 의도하지 않는다. 여기서 사용되는 단수 형태들은 문구들이 이와 명백히 반대의 의미를 나타내지 않는 한 복수 형태들도 포함한다. 명세서에서 사용되는 “포함하는”의 의미는 특정 특성, 영역, 정수, 단계, 동작, 요소 및/또는 성분을 구체화하며, 다른 특성, 영역, 정수, 단계, 동작, 요소 및/또는 성분의 존재나 부가를 제외시키는 것은 아니다.
어느 부분이 다른 부분의 "위에" 또는 "상에" 있다고 언급하는 경우, 이는 바로 다른 부분의 위에 또는 상에 있을 수 있거나 그 사이에 다른 부분이 수반될 수 있다. 대조적으로 어느 부분이 다른 부분의 "바로 위에" 있다고 언급하는 경우, 그 사이에 다른 부분이 개재되지 않는다.
다르게 정의하지는 않았지만, 여기에 사용되는 기술용어 및 과학용어를 포함하는 모든 용어들은 본 발명이 속하는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 자가 일반적으로 이해하는 의미와 동일한 의미를 가진다. 보통 사용되는 사전에 정의된 용어들은 관련기술문헌과 현재 개시된 내용에 부합하는 의미를 가지는 것으로 추가 해석되고, 정의되지 않는 한 이상적이거나 매우 공식적인 의미로 해석되지 않는다.
또한, 특별히 언급하지 않는 한 %는 중량%를 의미하며, 1ppm 은 0.0001중량%이다.
본 발명의 일 실시예에서 추가 원소를 더 포함하는 것의 의미는 추가 원소의 추가량 만큼 잔부인 철(Fe)을 대체하여 포함하는 것을 의미한다.
이하, 본 발명의 실시예에 대하여 본 발명이 속하는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 자가 용이하게 실시할 수 있도록 상세히 설명한다. 그러나 본 발명은 여러 가지 상이한 형태로 구현될 수 있으며 여기에서 설명하는 실시예에 한정되지 않는다.
본 발명의 일 실시예에 의한 냉연강판은 중량%로, 탄소(C): 0.01 내지 0.05%, 망간(Mn): 0.6 내지 1.2%, 실리콘(Si): 0.05% 이하 (0%는 제외), 인(P): 0.0005 내지 0.01%, 황(S): 0.008% 이하 (0%는 제외), 알루미늄(Al): 0.0005 내지 0.015%, 질소(N): 0.0005 내지 0.003%, 텅스텐(W): 0.1 내지 0.4%, 크롬(Cr): 1.0 내지 2.0%, 지르코늄(Zr): 0.05 내지 0.15%, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물을 포함한다.
하기에서는 합금 성분 한정 이유를 설명한다. 이하, wt%는 %로 표기할 수 있다.
탄소(C): 0.01 내지 0.05 %
탄소(C)는 강의 강도 확보 및 용접 시 열영향부(Heat Affected Zone, HAZ)가 모재부와 유사한 재질 특성을 갖도록 하기 위하여 첨가하는 원소이다. 상기 탄소의 함량은 0.01 내지 0.05 %, 구체적으로, 0.012 내지 0.048 %의 범위일 수 있다.
상기 탄소의 함량이 상기 범위의 상한 값을 벗어나는 경우, 인발 가공 공정에서 높은 가공 경화로 인해 단선이 발생하는 문제가 있다. 또한, 용접 이음부에서 저온 균열이 발생하고 충격 인성이 저하될 뿐만 아니라, 높은 강도로 인해 부수적인 열처리를 실시해야하는 공정상의 문제가 있다. 상기 탄소의 함량이 상기 범위의 하한 값을 벗어나는 경우, 강의 강도 확보 및 용접시 열영향부가 모재부와 유사한 재질 특성을 갖도록 하는 효과가 발현되지 않는 문제가 있다.
망간(Mn): 0.6 내지 1.2 %
망간(Mn)은 대표적인 고용 강화 원소로서 강의 강도를 높이고 열간가공성을 향상시키는 원소이다. 상기 망간의 함량은 0.6 내지 1.2 %, 구체적으로 0.65 내지 1.15 %의 범위일 수 있다.
상기 망간의 함량이 상기 범위의 상한 값을 벗어나는 경우, 다량의 망간-설파이드(MnS) 석출물을 형성하여 강의 연성 및 가공성을 저하시킬 뿐만 아니라, 중심 편석 발생의 요인으로 작용하여 용접봉 제조 공정에서의 인발 작업 시 단선을 유발하는 문제가 있다. 상기 망간의 함량이 상기 범위의 하한 값을 벗어나는 경우, 적열 취성의 발생 요인이 되고, 오스테나이트의 안정화에 기여하기 어려운 문제가 있다.
실리콘(Si): 0.05 % 이하
실리콘(Si)은 산소와 같은 특정 원소와 결합하여 강판의 표면에 산화층을 형성하여 표면 특성을 열화시키고, 내식성을 저하시키는 요인으로 작용할 수 있고, 용접 금속 내의 경질상 변태를 촉진함으로써 충격 특성을 저하시키는 요인으로 작용할 수 있다. 상기 실리콘의 함량은 0.0005 내지 0.0045 %의 범위일 수 있다.
인(P): 0.0005 내지 0.010 %
인(P)은 강 중 고용 원소로 존재하면서 고용 강화를 일으켜 강도 및 경도를 향상시키는 원소이다. 상기 인의 함량은 0.0005 내지 0.01 %, 구체적으로 0.0008 내지 0.0095 %의 범위일 수 있다.
*46상기 인의 함량이 상기 범위의 상한 값을 벗어나는 경우, 주조 시 중심 편석을 발생시키고, 연성이 저하되어 와이어 가공성을 저하시키는 문제가 있다. 상기 인의 함량이 상기 범위의 하한 값을 벗어나는 경우, 일정 수준의 강성을 유지하기 어려운 문제가 있다.
황(S): 0.008 % 이하
황(S)는 강 중 망간(Mn)과 결합하여 비금속 개재물을 형성하고 적열 취성(Red Shortness)의 요인이 될 수 있다. 상기 황(S)의 함량은 0.008 % 이하, 구체적으로 0.0004 내지 0.0075 % 범위일 수 있다.
상기 황의 함량이 상기 범위의 상한 값을 벗어나는 경우, 상기 비금속 개재물이 다량으로 형성되고, 상기 적열 취성이 심화되는 문제가 있다. 또한, 강판의 모재 인성을 저하시키는 문제가 있다.
알루미늄(Al): 0.0005 내지 0.0150 %
알루미늄(Al)은 알루미늄 킬드강에서 탄산제 및 시효에 의한 재질 열화를 방지할 목적으로 첨가되는 원소이고, 적정한 범위에서 연성 확보에 유리한 원소이며, 전술한 효과들은 극저온인 경우, 현저하게 발생한다. 상기 알루미늄의 함량은 0.0005 내지 0.015 %, 구체적으로, 0.0006 내지 0.0148 % 범위일 수 있다.
상기 함량의 상한 값을 벗어나는 경우, 알루미늄-옥사이드(Al2O3)와 같은 표면 개재물이 급증하여 압연재의 표면 특성을 악화시키고, 가공성이 저하될 뿐만 아니라, 용접 열영향부의 결정립계에 국부적으로 페라이트가 형성되어 기계적 특성이 저하되고 용접후에도 용접 비드(Bead) 형상이 열화되는 문제가 있다. 상기 함량의 하한 값을 벗어나는 경우, 산소의 고착력이 저하되고 시효에 의한 재질 열화가 발생할 수 있는 문제가 있다.
질소(N): 0.0005 내지 0.003 %
질소(N)는 강 내부에 고용 상태로 존재하면서 재질 강화를 강하게 유발하는 원소이다. 상기 질소의 함량은 0.0005 내지 0.003 %, 구체적으로, 0.0008 내지 0.0029 % 범위일 수 있다.
상기 질소의 함량이 상기 범위의 상한 값을 벗어나는 경우, 시효성이 과도하게 열화되고, 강 제조 단계에서 탈질에 따른 부담이 증가하여 제강 작업성을 악화시킬 수 있다. 상기 질소의 함량이 상기 범위의 하한 값을 벗어나는 경우, 목표 강성을 확보하기 어려운 문제가 있다.
텅스텐(W): 0.1 내지 0.4 %
텅스텐(W)은 강도, 고온 특성, 및 인발 가공성을 향상시키는데 효과적이고, 극저온에서도 안정된 조직을 형성하여 저온 충격 특성을 개선하기 위한 원소이다. 상기 텅스텐의 함량은 0.1 내지 0.4 %, 구체적으로, 0.12 내지 0.39 % 범위일 수 있다.
상기 텅스텐의 함량이 상기 범위의 상한 값을 벗어나는 경우, 강도 상승에 의해 가공성이 저하되고, 표면 결함을 유발하는 문제가 있다. 상기 텅스텐의 함량이 상기 범위의 하한 값을 벗어나는 경우, 상기 고온 특성 및 상기 인발 가공성에 대한 효과가 발현되기 어려운 문제가 있고, 플럭스 조성의 안정적인 운영이 어려울 수 있는 문제가 있다.
크롬(Cr): 1.0 내지 2.0 %
크롬(Cr)은 용접 이음부의 강도에 유리한 원소로서 안정적인 녹층을 형성시키는 역할을 수행하고 내식성 향상에 기여하는 원소이다. 상기 크롬의 함량은 1.0 내지 2.0 %, 구체적으로 1.10 내지 1.85 % 범위일 수 있다.
상기 크롬의 함량이 상기 범위의 상한 값을 벗어나는 경우, 크롬계 탄화물들이 형성되어 취성을 일으키는 문제가 있고, 가공이 용이하지 않은 문제가 있다. 상기 크롬의 함량이 상기 범위의 하한 값을 벗어나는 경우, 상기 크롬을 첨가함으로써 확보되는 용접 이음부의 강도를 향상시키고, 안정적인 녹층을 형성시키며, 내식성 향상에 기여하는 효과가 발현되기 어려운 문제가 있다.
지르코늄(Zr): 0.05 내지 0.15 %
지르코늄(Zr)은 석출물 형성을 통한 용접부의 저온 인성 확보 측면에서 유리할 뿐만 아니라, 용접 소재의 작업성 개선에도 크게 기여하는 원소이다. 상기 지르코늄의 함량은 0.05 내지 0.15 %, 구체적으로, 0.07 내지 0.14 % 범위일 수 있다.
상기 지르코늄의 함량이 상기 범위의 상한 값을 벗어나는 경우, 지르코늄 석출물의 양이 증가하여 가공성이 저하될 뿐만 아니라, 작업 온도 상승에 따라 조업 특성이 저하되는 문제가 있다. 상기 지르코늄의 함량이 상기 범위의 하한 값을 벗어나는 경우, 전술한 석출물 형성을 통한 용접부의 저온 인성 확보 및 용접 소재의 작업성 개선에 대한 효과가 발현되기 어려운 문제가 있다.
잔부로 철(Fe)를 포함한다. 또한, 불가피한 불순물을 포함할 수 있다. 불가피한 불순믈은 냉연강판의 제조 과정에서 불가피하게 혼입되는 불순물을 의미한다. 불가피한 불순물에 대해서는 널리 알려져 있으므로, 구체적인 설명은 생략한다. 본 발명의 일 실시예예서 전술한 합금 성분 외에 원소의 추가를 배제하는 것은 아니며, 본 발명의 기술 사상을 해치지 않는 범위 내에서 다양하게 포함될 수 있다. 추가 원소를 더 포함하는 경우 잔부인 Fe를 대체하여 포함한다.
일 실시예에서, 냉연 강판은 추가로 Cu, Ti, Nb, Ni 을 포함할 수 있다. 각각의 성분 함량은 Cu 0.03% 이하, Ti 0.002% 이하, Nb 0.002% 이하, Ni 0.02% 이하 일 수 있다.
일 실시예에서, 냉연강판은 하기 식 1의 의 FCW,A 값이 40 내지 150을 만족한다.
<식 1>
FCW,A = (2.5 × [Mn] + 1.8 × [Cr] + 24 × [Al]) × (18 × [W]) × (45 × [Zr]) / (34 × [C])
(상기 식 1에서 [Mn], [Cr], [Al], [W], [Zr], 및 [C]는 각각 Mn, Cr, Al, W, Zr, 및 C의 함량을 중량%로 나타낸다)
상기 식 1의 FCW,A 는 용접 작업성 및 인발 가공성에 미치는 각각의 원소들의 상관관계에 관한 것으로서, 플럭스 코어드 와이어용 용접성이 우수한 냉연강판은 상기 식 1의 지수인 FCW,A 의 값이 40 내지 150, 구체적으로 45 내지 145 범위일 수 있다.
상기 식 1의 FCW,A 값이 상기 범위의 상한 값을 벗어나는 경우, 경한 변태 조직의 분율이 증가하여 조관 및 인발 시 용접 부재의 파단이 발생하는 문제가 있다. 상기 식 1의 FCW,A 값이 상기 범위의 하한 값을 벗어나는 경우, 상온 조직이 경질상으로의 변태량이 적기 때문에 가공성 측면에서는 유리하나, 강도 및 저온 인성을 확보하기 위해 플럭스 내 합금 원소량이 증가되어 용접 작업성이 저하되고 제조 원가가 향상되는 문제가 있다.
일 실시예에서, 냉연강판은 시멘타이트 및 베이나이트 중 적어도 하나 이상으로 구성된 조직 분율이 면적 %로서, 1 내지 7 %, 및 잔부의 페라이트를 포함한다. 구체적으로, 본 발명의 용접성이 우수한 냉연강판은 면적 %로서, 시멘타이트 및 베이나이트로 구성된 조직 분율이 1 내지 7 %이고, 잔부의 페라이트를 포함하는 미세조직을 가질 수 있다. 상기 시멘타이트 및 상기 베이나이트로 구성된 조직 분율은 면적 %로서, 1 내지 7 %, 구체적으로 1.1 내지 6.8 % 범위일 수 있다.
상기 시멘타이트 및 상기 베이나이트로 구성된 조직 분율이 상기 범위의 상한 값을 벗어나는 경우, 인발 가공 시 파단의 원인이 될 수 있고, 내식성이 열화되는 문제가 있다. 상기 시멘타이트 및 상기 베이나이트로 구성된 조직 분율이 상기 범위의 하한 값을 벗어나는 경우, 탄화물의 석출이 촉진되지 않음에 따라, 강중 고용 원소에 의해 변형 시효 결함을 발생시키는 요인으로 작용하는 문제가 있다.
일 실시예에서, 용접성이 우수한 냉연강판은 연신율이 35 % 이상일 수 있다. 구체적으로, 상기 연신율이 37 % 범위 이상일 수 있다.
상기 연신율이 상기 범위를 만족함으로써, 플럭스 코어드 와이어 용접봉용 냉연강판으로 활용될 수 있다. 상기 연신율이 상기 범위를 벗어남으로써, 용접 와이어의 인발 가공 시 단면 감소율이 낮아져 조관 가공성이 열화되고 가공 시 찢어짐과 같은 균열이 발생하는 문제가 발생한다.
일 실시예에서, 용접성이 우수한 냉연강판은 용접부 편석 지수가 0.15 % 미만일 수 있다. 상기 용접부 편석 지수는 본 발명의 일 실시예에 따른 용접성이 우수한 냉연강판을 이용하여 제조된 플럭스 코어드 와이어로 용접한 용접부의 편석 지수를 의미한다.
상기 용접부 편석 지수는 용접부의 전체 면적에서 첨가 원소들에 의한 편석부가 차지하는 면적의 비로 표시된다. 상기 용접부 편석 지수는 0.15 % 이하, 구체적으로, 0.001 내지 0.13 % 범위일 수 있다. 상기 용접부 편석 지수가 상기 범위를 벗어나는 경우, 냉연강판의 용접성이 저하되는 문제가 있다.
일 실시예에서, 냉연강판은 - 40 ℃에서의 저온 충격 에너지가 50 J 이상일 수 있다. 상기 냉연강판은 저온 환경에서 용접부와 같은 부재가 저온 쇼크에 의해 균열을 유발하고, 용접 구조물의 안전성에 문제를 일으킬 수 있다. 상기 냉연강판은 저온에서 충격 에너직 50 J 이상을 만족함으로써, 저온 환경에서도 안전성을 유지할 수 있다.
일 실시예에서, 냉연강판은 용접부재 항복강도가 500 MPa 이상일 수 있다. 상기 용접부재 항복강도는 냉연강판을 이용하여 제조된 플럭스 코어드 와이어로 용접한 용접부의 항복강돌르 의미한다. 상기 용접부의 항복강도는 모재와 무관하게 적정 범위의 항복강도를 유지할 필요가 있다. 상기 용접부재 항복강도가 500 MPa 이상을 만족함으로써, 구조 부재에 적용 시 용접부의 안정성 확보 측면에서 고강도 특성이 확보될 수 있다.
본 발명의 다른 실시예에 따른, 냉연강판의 제조방법은 중량%로, 탄소(C): 0.01 내지 0.05%, 망간(Mn): 0.6 내지 1.2%, 실리콘(Si): 0.05% 이하 (0%는 제외), 인(P): 0.0005 내지 0.01%, 황(S): 0.008% 이하 (0%는 제외), 알루미늄(Al): 0.0005 내지 0.015%, 질소(N): 0.0005 내지 0.003%, 텅스텐(W): 0.1 내지 0.4%, 크롬(Cr): 1.0 내지 2.0%, 지르코늄(Zr): 0.05 내지 0.15%, 나머지 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하는 강 슬라브를 가열하는 단계, 가열된 슬라브를 열간압연하는 단계, 열간압연된 열연강판을 권취하는 단계, 권취된 상기 열연강판을 냉간압연하는 단계, 및 냉간압연된 냉연강판을 소둔하는 단계를 포함한다. 상기 강 슬라브에 대한 상세한 설명은 전술한 냉연 강판과 모순되지 않는 범위에서 동일한 바, 중복되는 설명은 생략한다.
먼저, 강 슬라브를 가열한다. 상기 강 슬라브를 가열하는 단계는 1,180 ℃ 이상에서 수행될 수 있다. 상기 강 슬라브를 가열하는 단계는 구체적으로, 1,180 내지 1,280 ℃의 온도 범위에서 수행될 수 있다. 구체적으로, 강 슬라브는 1,190 내지 1,270 ℃의 온도 범위에서 수행될 수 있다.
상기 온도 범위의 상한 값을 벗어나는 경우, 에너지 비용이 증가할 뿐만 아니라, 표면 스케일의 양이 증가하여 재료의 손실로 이어질 수 있다. 상기 온도 범위의 하한 값을 벗어나는 경우, 후속하는 열간압연 시 하중이 급격하게 증가하는 문제가 있다.
다음으로, 가열된 슬라브를 열간압연하는 단계는 가열된 슬라브를 열간 압연하여 열연강판을 얻을 수 있다. 일 실시예에서, 상기 마무리 압연 온도는 820 내지 880 ℃ 범위에서 수행될 수 있다. 상기 마무리 압연 온도는 구체적으로, 830 내지 875 ℃ 범위에서 수행될 수 있다.
상기 마무리 압연 온도는 상기 범위의 상한 값을 벗어나는 경우, 표면 스케일의 박리성이 저하되며, 두께 전반에 걸쳐 균일한 열간 압연이 이루어지지 않아 결정립 미세화가 불충분하게 되어 결정립 조대화에 기인한 충격 인성의 저하를 발생시킬 수 있다. 상기 마무리 압연 온도는 상기 범위의 하한 값을 벗어나는 경우, 저온 영역에서 열간압연이 마무리 됨에 따라, 결정립의 혼립화가 급격히 진행되어, 열간 압연성 및 가공성의 저하를 초래할 수 있다.
다음으로, 열간압연된 열연강판을 권취하는 단계는 열간압연 단계를 거쳐 얻어진 열연강판을 권취할 수 있다. 일 실시예에서, 상기 권취하는 단계는 580 내지 700 ℃의 권취 온도에서 수행될 수 있다. 구체적으로, 상기 권취하는 단계는 590 내지 690 ℃의 온도 범위에서 수행될 수 있다.
상기 권취 온도의 상한 값을 벗어나는 경우, 최종 제품의 조직이 조대화됨에 따라 표면 재질 연화 및 조관성을 악화시키는 문제를 발생시킬 수 있다. 상기 권취 온도의 하한 값을 벗어나는 경우, 냉각 및 유지하는 단계에서, 폭 방향의 온도 불균일로 인해 저온 석출물의 생성 거동 차이를 유발하여 재질 편차를 유발함으로써, 가공성이 저하되는 문제가 있다.
다음으로, 권취된 상기 열연강판을 냉간압연하는 단계는 상기 열연강판을 목표 두께로 냉간압연하여 냉연강판을 얻을 수 있다. 일 실시예에서, 권취된 상기 열연강판을 냉간압연하는 단계 이전에, 상기 열연강판을 산세할 수 있다.
일 실시예에서, 냉간압연하는 단계에서, 냉간 압하율은 50 내지 90 %의 범위일 수 있다. 구체적으로, 상기 냉간 압하율은 55 내지 85 %의 범위일 수 있다.
상기 냉간 압하율이 상기 범위의 상한 값을 벗어나는 경우, 재질이 경화되어 압연기의 부하로 냉간압연 작업성을 저하시키고 인발 가공 시 균열의 원인이 되는 문제가 있다. 상기 냉간 압하율이 상기 범위의 하한 값을 벗어나는 경우, 재결정 구동력이 낮아 국부적인 조직 성장이 발생하기 때문에 균일한 재질을 확보하기 어려운 문제가 있다. 또한, 최종 제품의 두께를 고려할 때, 상기 열연강판의 두께를 낮추어 작업하여야 하기 때문에 열간압연 작업성을 현저하게 저하시키는 문제가 있다.
다음으로, 냉간압연된 냉연강판을 소둔하는 단계는 냉간압연에서 도입한 변형에 의해 강도가 높아진 상태로부터 소둔을 실시함으로써 목표로하는 강도 및 가공성을 확보할 수 있다. 상기 냉간압연된 냉연강판을 소둔하는 단계는 700 내지 850 ℃의 온도 범위에서 수행될 수 있다. 구체적으로, 상기 냉간압연된 냉연강판을 소둔하는 단계는 710 내지 840 ℃ 온도 범위일 수 있다.
상기 소둔하는 단계는 상기 온도 범위의 상한 값을 벗어나는 경우, 히트-버클(Heat-Buckle)에 의한 판파단 발생 위험성이 증가하여 소둔 통판성을 저하시킬 수 있다. 상기 소둔하는 단계는 상기 온도 범위의 하한 값을 벗어나는 경우, 냉간 압연에 의해 형성된 변형이 충분히 제거되지 않음에 따라 가공성이 현저히 저하되는 문제가 있다.
상기 소둔하는 단계 이후, 소둔된 냉연강판을 조질압연하는 단계를 더 포함할 수 있다. 상기 소둔된 냉연강판을 조질압연하는 단계는 압하율 3 % 이하로 적용할 수 있다. 구체적으로, 상기 소둔된 냉연강판을 조질압연하는 단계는 압하율 0.3 내지 2.5 % 이하로 적용할 수 있다.
상기 소둔된 냉연강판을 조질압연하는 단계에서 상기 압하율이 상기 범위를 만족함으로써, 소재의 형상을 제어하고 목표로 하는 표면 조도를 수득할 수 있다. 상기 소둔된 냉연강판을 조질압연하는 단계에서 상기 압하율이 과도하게 높은 경우, 재질은 경화되나 가공성을 저하시키는 문제가 있다.
상기 소둔하는 단계 이후, 소둔된 소둔판을 플럭스 코어드 와이어 제조에 이용할 수 있다. 일 실시예에서, 플럭스 코어드 와이어용 냉연강판은 전술한 냉연강판 또는 냉연강판 제조 방법에 의해 제조된 냉연강판로 구성된 외피 및 상기 외피 내에 충진된 플럭스를 포함할 수 있다.
본 발명의 냉연강판을 포함하는 플럭스 코어드 와이어는 상기 플럭스 코어드 와이어의 효과가 발현될 수 있고, 상기 효과는 상기 플럭스 종류와 무관하게 전술한 냉연강판 또는 냉연강판 제조 방법에 의해 제조된 냉연강판에 의해 발현되는 효과이다. 따라서, 상기 플럭스는 플럭스 코어드 와이어 분야에서 일반적으로 사용되는 플럭스를 사용할 수 있기 때문에, 상세한 설명은 생략한다.
<발명강 1 내지 5, 비교강 1 내지 6>
하기 표 1은 발명강 1 내지 5와 비교강 1 내지 6에 대한 주요 성분들의 조성과 FCW,A 값을 나타낸 것이다. 상기 FCW,A 값은 용접 작업성 및 인발 가공성에 미치는 각각의 원소들의 상관 관계를 고려하여 설계한 것으로서, 구체적으로, FCW,A 값은 (2.5 × [Mn] + 1.8 × [Cr] + 24 × [Al]) × (18 ×[W]) ×(45 × [Zr])/(34 × [C])이고, [Mn], [Cr], [Al], [W], [Zr], 및 [C]는 각각의 함량으로서 중량%를 나타낸다.
강종 화학 조성 (중량 %)
C Mn Si P S Al N W Cr Zr FCW,A 값
발명강1 0.024 0.76 0.019 0.005 0.005 0.012 0.0024 0.36 1.26 0.072 109.55
발명강2 0.031 0.68 0.011 0.007 0.002 0.009 0.0018 0.21 1.78 0.096 75.80
발명강3 0.038 0.94 0.008 0.004 0.004 0.011 0.0013 0.16 1.39 0.104 51.00
발명강4 0.028 1.08 0.028 0.005 0.006 0.004 0.0025 0.23 1.49 0.124 127.02
발명강5 0.041 0.82 0.009 0.003 0.003 0.003 0.0016 0.27 1.55 0.131 96.47
비교강1 0.003 1.01 0.021 0.006 0.006 0.068 0.0015 0.25 1.60 0.002 26.70
비교강2 0.021 0.31 0.016 0.005 0.004 0.012 0.0074 0.71 1.41 0.081 224.50
비교강3 0.043 0.72 0.007 0.042 0.006 0.002 0.0026 0.01 1.32 0.270 6.04
비교강4 0.027 1.54 0.008 0.006 0.034 0.007 0.0019 0.12 0.65 0.053 27.82
비교강5 0.019 0.82 0.015 0.029 0.007 0.039 0.0022 0.25 0.03 0.024 21.85
비교강6 0.086 0.90 0.540 0.005 0.004 0.005 0.0014 0.18 2.47 0.091 29.55
상기 표 1을 살펴보면, 발명강 1 내지 발명강 5는 본 발명의 강판 조성을 만족함으로써, FCW,A 값이 40 내지 150의 값을 만족하는 것을 확인할 수 있다.
<실시예 1 내지 4 및 비교예 1 내지 5>
상기 표 1의 발명강 1 내지 5와 비교강 1 내지 6을 하기 표 2와 같은 공정 조건에서 작업하여 발명재 1 내지 9 및 비교예 1 내지 10을 제조하였다. 구체적으로, 상기 표 1의 슬라브들을 1,230 ℃로 가열한 후, 하기 표 2에 개시된 제조 조건으로, 열간압연, 권취, 냉간압연, 및 연속소둔 공정을 수행하였다. 이대, 소둔판에 대하여 0.9 %의 조질압하율을 적용하였다.
구분 강종 No. 마무리 열간압연 온도 (℃) 권취온도
(℃)		 냉간압하율
(%)		 소둔온도
(℃)
발명재 1 발명강 1 860 680 65 750
발명재 2 발명강 1 860 680 70 790
발명재 3 발명강 1 860 680 75 830
발명재 4 발명강 2 840 600 75 780
발명재 5 발명강 2 840 600 80 820
발명재 6 발명강 3 840 660 75 800
발명재 7 발명강 4 840 620 70 760
발명재 8 발명강 5 870 640 65 760
발명재 9 발명강 5 870 640 80 820
비교재 1 발명강 1 700 680 75 580
비교재 2 발명강 1 960 680 40 780
비교재 3 발명강 2 840 500 93 820
비교재 4 발명강 3 840 760 75 890
비교재 5 비교강 1 880 640 70 820
비교재 6 비교강 2 860 640 70 820
비교재 7 비교강 3 860 640 70 820
비교재 8 비교강 4 860 640 70 800
비교재 9 비교강 5 860 640 70 800
비교재 10 비교강 6 860 660 70 800
상기 표 2를 살펴보면, 발명재 1 내지 9의 경우, 상기 표 1의 발명강의 범위에 포함되는 강들과 본 발명의 제조 조건 하에 수행된 것을 나타낸다. 이와 비교하여, 비교재 1 내지 4는 상기 표 1의 발명강의 범위에 포함되는 강들을 사용하였으나, 제조 조건에 있어서, 본 발명의 제조 조건 범위를 벗어나는 경우를 나타낸다. 또한, 비교재 5 내지 비교재 10은 상기 표 1의 비교강 1 내지 비교강 6의 강종을 본 발명의 제조 조건 하에 수행된 것을 나타낸다.
<냉연강판의 특성>
하기 표 3은 상기 표 2의 제조 조건을 통해 제조된 냉연강판에 대하여 미세 조직의 종류와 분율, 연신율, 통판성, 및 인발 가공성을 측정한 결과 값을 나타낸다. 통판성은 냉간 및 열간 압연 시 압연 부하가 없고 연속 소둔 시 히트-버클과 같은 결함이 발생하지 않으면 양호(O)로 표시하였으며, 압연 부하가 발생하거나 연속 소둔 시 판 파단과 같은 결함이 발생한 경우 불량(X)으로 표시하였다.
인발 가공성은 단면 감소율 61 %로 플럭스 코어드 와이어를 인발 가공하는 과정에서 찢어짐과 같은 가공 결함이 발생하면 불량(X)으로 표시하였고, 가공 결함이 발생하지 않으면 양호(O)로 표시하였다. 또한, 제조된 냉연강판을 활용하여 폭 14 mm의 스트립으로 제조한 후, 상기 스트립을 U 자형으로 가공하여 플럭스 성분을 충진시키고 이후 직경이 3.1 mm인 O 자형의 용접 재료를 만들었다. 이후, 용접 재료를 인발하여 1.2 mm의 직경을 갖는 플럭스 코어드 와이어를 제조하였으며 이를 통해 저온 충격 및 인장 실험을 실시한 결과를 하기 표 3에 표시하였다.
또한, 플럭스 코어드 와이어로 용접한 용접 부재에 대하여 주사전자현미경을 통하여 용접부 편석 지수를 측정한 후, 상기 측정 결과를 하기 표 3에 표시하였다. 이때, 상기 용접 부재는 직경 1.2 mm의 와이어로 인발하였으며, 파일럿(Pilot) 용접기를 활용하여 전압 29 볼트, 전류 150 내지 180A, 용접 속도 분당 40 cm의 조건으로 작업한 용접 부재를 대상으로 실험을 실시한 결과이다.
상기 플럭스 코어드 와이어로 용접한 용접 부재에 대하여 용접부 편석 치수를 측정한 후, 상기 측정 결과값도 하기 표 3에 표시하였다. 이때, 상기 용접 부재는 직경 1.2 mm의 와이어로 인발하였으며, 파일럿(Pilot) 용접기를 활용하여 전압 29 볼트, 전류 150 내지 180 A, 및 용접 속도 분당 40 cm의 조건으로 작업한 용접 부재를 대상으로 품질 평가한 결과이다.
구분 세멘타이트,베이나이트 분율
(면적%)		 통판성 연신율 (%) 용접부
편석지수 (%)		 충격인성
(J, @-40℃)		 용접부재
항복강도
(MPa)		 인발
가공성
발명재 1 3.1 ○ 41 0.07 92 578 양호
발명재 2 2.8 ○ 43 0.09 88 584 양호
발명재 3 2.1 ○ 43 0.06 101 567 양호
발명재 4 4.8 ○ 39 0.03 79 592 양호
발명재 5 4.2 ○ 42 0.05 94 599 양호
발명재 6 5.2 ○ 40 0.02 106 604 양호
발명재 7 4.7 ○ 42 0.04 69 592 양호
발명재 8 6.4 ○ 44 0.08 113 574 양호
발명재 9 5.2 ○ 40 0.05 109 632 양호
비교재 1 0.4 X 15 0.10 42 392 불량
비교재 2 1.5 X 24 0.19 44 458 불량
비교재 3 0.5 X 31 0.09 38 409 불량
비교재 4 0.8 X 43 0.22 46 422 양호
비교재 5 0.0 ○ 34 0.51 24 346 불량
비교재 6 0.8 ○ 29 0.32 35 401 불량
비교재 7 2.6 ○ 29 0.30 42 452 불량
비교재 8 3.4 ○ 27 0.21 39 397 불량
비교재 9 0.9 ○ 31 0.24 40 468 불량
비교재 10 9.2 X 24 0.33 47 471 불량
상기 표 2 및 표 3을 살펴보면, 합금 조성, 미세조직 특성, 및 제조 조건을 모두 만족하는 발명재 1 내지 9는 통판성이 양호할 뿐만 아니라, 목표로하는 플럭스 코어드 와이어 용접봉용 냉연강판의 재질 기준인 연신율 35 % 이상을 만족한다. 또한, 용접 부재로 제조된 와이어의 편석 지수도 0.15 % 미만으로 2차 가공 시 용접부의 찢어짐이나 균열이 발생하지 않아 우수한 가공성을 확보할 수 있다. 또한, - 40 ℃에서의 충격 에너지 50 J 이상, 용접 부재의 항복강도 500 MPa 이상의 우수한 강도 및 저온 인성을 확보할 수 있음을 확인할 수 있다.이와 대비하여, 비교재 1 내지 비교재 4는 본 발명에서 제시하는 합금 조성의 범위는 만족하였으나, 미세 조직 특성 및 제조 조건을 만족하지 못한 경우로서, 비교재 1 내지 3의 경우 압연 통판성이 저하되고, 비교예 1 내지 4는 소둔 통판성이 저하되는 것을 확인할 수 있다. 또한, 연신율이 목표로한 값보다 낮거나, 용접부재 항복강도가 500 MPa 미만이고, - 40 ℃에서의 충격에너지 값이 - 50 J 이하이면서 용접부재 인발 가공성이 불량한 것을 확인할 수 있어 전체적으로 목표로 하는 특성을 확보할 수 없다.
또한, 비교재 5 내지 비교재 10은 본 발명에서 제시한 제조 조건은 만족하였으나, 합금 조성을 만족하지 못하는 경우로서, 본 발명의 목표 연신율, 용접부 편석지수, 충격에너지, 및 용접부 항복강도와 같은 특성이 상기 발명재 1 내지 9에 미치지 못하는 것을 확인할 수 있었으며, 대부분의 경우 인발 가공 시 찢어짐 또는 균열이 발생하는 것을 확인할 수 있다.
본 발명은 상기 구현예 및/또는 실시예들에 한정되는 것이 아니라 서로 다른 다양한 형태로 제조될 수 있으며, 본 발명이 속하는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 자는 본 발명의 기술적 사상이나 필수적인 특징을 변경하지 않고서 다른 구체적인 형태로 실시될 수 있다는 것을 이해할 수 있을 것이다. 그러므로 이상에서 기술한 구현예 및/또는 실시예들은 모든 면에서 예시적인 것이며 한정적이 아닌 것으로 이해해야만 한다.

Claims (11)

  1. 중량%로, 탄소(C): 0.01 내지 0.05%, 망간(Mn): 0.6 내지 1.2%, 실리콘(Si): 0.05% 이하 (0%는 제외), 인(P): 0.0005 내지 0.01%, 황(S): 0.008% 이하 (0%는 제외), 알루미늄(Al): 0.0005 내지 0.015%, 질소(N): 0.0005 내지 0.003%, 텅스텐(W): 0.1 내지 0.4%, 크롬(Cr): 1.0 내지 2.0%, 지르코늄(Zr): 0.05 내지 0.15%, 나머지 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하고,
    용접부재 항복강도가 500 MPa 이상인 냉연강판.
  2. 제1 항에 있어서,
    하기 식 1의 FCW,A 값이 40 내지 150을 만족하는 냉연강판.
    <식 1>
    FCW,A = (2.5 × [Mn] + 1.8 × [Cr] + 24 × [Al]) × (18 × [W]) × (45 × [Zr]) / (34 × [C])
    (상기 식 1에서 [Mn], [Cr], [Al], [W], [Zr], 및 [C]는 각각 Mn, Cr, Al, W, Zr, 및 C의 함량을 중량%로 나타낸다)
  3. 제1 항에 있어서,
    시멘타이트 및 베이나이트 중 적어도 하나 이상으로 구성된 조직 분율이 면적 %로서, 1 내지 7 % 및, 잔부의 페라이트를 포함하는 냉연강판.
  4. 제1 항에 있어서,
    연신율이 35 % 이상인 냉연강판.
  5. 제1 항에 있어서,
    용접부 편석지수가 0.15 % 미만인 냉연강판.
  6. 제1 항에 있어서,
    - 40 ℃에서의 충격 에너지가 50 J 이상인 냉연강판.
  7. 중량%로, 탄소(C): 0.01 내지 0.05%, 망간(Mn): 0.6 내지 1.2%, 실리콘(Si): 0.05% 이하 (0%는 제외), 인(P): 0.0005 내지 0.01%, 황(S): 0.008% 이하 (0%는 제외), 알루미늄(Al): 0.0005 내지 0.015%, 질소(N): 0.0005 내지 0.003%, 텅스텐(W): 0.1 내지 0.4%, 크롬(Cr): 1.0 내지 2.0%, 지르코늄(Zr): 0.05 내지 0.15%, 나머지 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하는 강 슬라브를 가열하는 단계;
    가열된 슬라브를 820 내지 880 ℃의 마무리 압연 온도로 열간압연하는 단계;
    열간압연된 열연강판을 580 내지 700 ℃에서 권취하는 단계;
    권취된 상기 열연강판을 50 내지 90 %로 냉간압연하는 단계; 및
    냉간압연된 냉연강판을 700 내지 850 ℃ 범위로 소둔하는 단계를 포함하는 냉연강판 제조 방법.
  8. 제7 항에 있어서,
    상기 슬라브는 하기 식 1의 FCW,A 값이 40 내지 150을 만족하는 냉연강판 제조 방법.
    <식 1>
    FCW,A = (2.5 × [Mn] + 1.8 × [Cr] + 24 × [Al]) × (18 × [W]) × (45 × [Zr]) / (34 × [C])
    (상기 식 1에서 [Mn], [Cr], [Al], [W], [Zr], 및 [C]는 각각 Mn, Cr, Al, W, Zr, 및 C의 함량을 중량%로 나타낸다)
  9. 제7 항에 있어서,
    상기 강 슬라브를 가열하는 단계는 1,180 ℃ 이상에서 수행되는 냉연강판의 제조 방법.
  10. 제7 항에 있어서,
    권취된 상기 열연강판을 냉간압연하는 단계 이전에, 상기 열연강판을 산세하는 냉연강판 제조 방법.
  11. 제7 항에 있어서,
    냉간압연된 냉연강판을 소둔하는 단계 이후에, 소둔된 냉연강판을 조질압연하는 단계를 더 포함하는 냉연강판 제조 방법.
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