KR20140130325A

KR20140130325A - 열연강판 및 그 제조 방법

Info

Publication number: KR20140130325A
Application number: KR1020130048636A
Authority: KR
Inventors: 박철봉; 김형래; 한성경; 김성주; 박영국
Original assignee: 현대제철 주식회사
Priority date: 2013-04-30
Filing date: 2013-04-30
Publication date: 2014-11-10
Also published as: KR101505279B1

Abstract

합금 성분 조절 및 공정 조건 제어를 통하여, 두께 10mm 기준으로 80% 이하의 저항복비를 갖으면서 API X80 규격을 만족하는 송유관용 열연강판 및 그 제조 방법에 대하여 개시한다.
본 발명에 따른 열연강판 제조 방법은 중량%로, 탄소(C) : 0.05 ~ 0.15%, 실리콘(Si) : 0.2 ~ 0.5%, 망간(Mn) : 1.7 ~ 2.2%, 인(P) : 0.03% 이하, 황(S) : 0.01% 이하, 질소(N) : 0.01% 이하, 니오븀(Nb) : 0.06 ~ 0.12%, 티타늄(Ti) : 0.01 ~ 0.05%, 니켈(Ni) : 0.1 ~ 0.5%, 크롬(Cr) : 0.1 ~ 0.5%, 몰리브덴(Mo) : 0.1 ~ 0.5% 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어지는 슬라브 판재를 슬라브 재가열 온도(SRT) 1200 ~ 1300℃ 조건으로 재가열하는 단계; 상기 재가열된 판재를 마무리압연온도(FDT) 780 ~ 860℃ 조건으로 열간압연하는 단계; 및 상기 열간압연된 판재를 권취온도(CT) 530 ~ 630℃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 저항복비를 갖으면서 API(American Petroleum Institute) X80 규격을 만족하는 송유관용 열연강판 및 그 제조 방법에 관한 것이다.

원유 수송을 위해 사용되는 송유관용 API(American Petroleum Institute) 강관의 경우, 소재 강도에 따라 API-X70, X80, X100 등으로 구분된다.

최근, 전 세계적인 자원고갈에 따라 극한지(러시아, 극지방)와 같은 가혹한 환경에서의 원유나 가스 채굴 및 수송작업이 증가하고 있으며, 이로 인하여 파이프 설치 후 안정성 확보차원에서 낮은 항복비를 요구하는 파이프 라인의 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, 두께 10mm 기준으로 80% 이하의 저항복비를 갖으면서 API X80 규격을 만족하는 열연강판 및 그에 적합한 제조 방법을 제공하는 것이다.

상기 목적을 달성하기 위한 본 발명의 실시예에 따른 열연강판 제조 방법은 중량%로, 탄소(C) : 0.05 ~ 0.15%, 실리콘(Si) : 0.2 ~ 0.5%, 망간(Mn) : 1.7 ~ 2.2%, 인(P) : 0.03% 이하, 황(S) : 0.01% 이하, 질소(N) : 0.01% 이하, 니오븀(Nb) : 0.06 ~ 0.12%, 티타늄(Ti) : 0.01 ~ 0.05%, 니켈(Ni) : 0.1 ~ 0.5%, 크롬(Cr) : 0.1 ~ 0.5%, 몰리브덴(Mo) : 0.1 ~ 0.5% 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어지는 슬라브 판재를 슬라브 재가열 온도(Slab Reheating Temperature; SRT) 1200 ~ 1300℃ 조건으로 재가열하는 단계; 상기 재가열된 판재를 마무리압연온도(Finishing Delivery Temperature; FDT) 780 ~ 860℃ 조건으로 열간압연하는 단계; 및 상기 열간압연된 판재를 권취온도(Coiling Temperature; CT) 530 ~ 630℃로 냉각하여 권취하는 단계;를 포함하는 것을 특징으로 한다.

상기 다른 목적을 달성하기 위한 본 발명의 실시예에 따른 열연강판은 중량%로, 탄소(C) : 0.05 ~ 0.15%, 실리콘(Si) : 0.2 ~ 0.5%, 망간(Mn) : 1.7 ~ 2.2%, 인(P) : 0.03% 이하, 황(S) : 0.01% 이하, 질소(N) : 0.01% 이하, 니오븀(Nb) : 0.06 ~ 0.12%, 티타늄(Ti) : 0.01 ~ 0.05%, 니켈(Ni) : 0.1 ~ 0.5%, 크롬(Cr) : 0.1 ~ 0.5%, 몰리브덴(Mo) : 0.1 ~ 0.5% 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어지고, 인장강도 : 625~825MPa, 항복강도 : 555~705MPa 및 항복비 : 80% 이하를 갖는 것을 특징으로 한다.

여기서, 상기 열연강판은 미세조직이, 부피%로, 침상 페라이트 70% 이상 및 도상 마르텐사이트(Martensite Austenite constituent, MA) 5~15%를 포함하는 복합조직으로 이루어지는 것을 특징으로 한다.

본 발명에 따른 열연강판 제조 방법은 합금 성분 조절과 수냉각대 및 권취 조건 설정을 통하여, 석출 강화 효과는 낮추는 반면 저온 미세조직 분율은 증가시킴으로써, 항복 강도 대비 인장 강도 증가를 통하여 인장강도 : 625~825MPa, 항복강도 : 555~705MPa 및 항복비 : 80% 이하를 갖는 저항복비형 API X80 규격의 열연강판을 제조할 수 있다.

본 발명에 따른 저항복비형 API X80 규격을 만족하는 열연강판은 극한지역과 같은 가혹한 환경에서 안정성 확보가 요구되는 송유관용으로 활용하기에 적합하다.

도 1은 본 발명의 실시예에 따른 열연강판 제조 방법을 나타낸 공정 순서도이다.
도 2는 실시예 1 및 비교예 1에 따른 열연강판의 최종 조직을 나타낸 것이다.

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 두께 10mm 기준으로 항복비(YR) 80% 이하이면서 인장강도 : 625~825MPa, 항복강도 : 555~705MPa를 나타내는 API(American Petroleum Institute) X80 규격을 만족하는 것을 목표로 한다.

이를 위하여, 본 발명에 따른 열연강판은 중량%로, 탄소(C) : 0.05 ~ 0.15%, 실리콘(Si) : 0.2 ~ 0.5%, 망간(Mn) : 1.7 ~ 2.2%, 인(P) : 0.03% 이하, 황(S) : 0.01% 이하, 질소(N) : 0.01% 이하, 니오븀(Nb) : 0.06 ~ 0.12%, 티타늄(Ti) : 0.01 ~ 0.05%, 니켈(Ni) : 0.1 ~ 0.5%, 크롬(Cr) : 0.1 ~ 0.5%, 몰리브덴(Mo) : 0.1 ~ 0.5%를 포함한다.

상기 합금 성분들 외 나머지는 철(Fe)과 강의 제조 과정에서 불가피하게 포함되는 불순물로 이루어진다.

이하, 본 발명에 따른 열연강판에 포함되는 각 성분의 역할 및 그 함량에 대하여 설명한다.

탄소(C)

탄소(C)는 강의 강도 확보 및 미세조직 제어를 위해 첨가된다.

탄소(C)는 우수한 용접성 및 인성 확보를 위하여, 강 전체 중량의 0.05 ~ 0.15 중량%로 첨가되는 것이 바람직하다. 탄소(C)의 함량이 0.05 중량% 미만일 경우 본 발명에 따른 강판에서 충분한 강도를 확보하기 어렵다. 반대로, 탄소(C)의 함량이 0.15 중량%를 초과하면 강도는 증가하나 인성 및 용접성이 크게 저하될 수 있다.

실리콘(Si)

실리콘(Si)은 상대적으로 저가의 원소로서, 낮은 가격으로 강의 강도를 높이는데 기여한다. 또한, 페라이트 안정화 원소로서, 페라이트 형성을 유도함으로써 강의 인성 및 연성을 개선하는데 효과적이다.

실리콘(Si)은 강판 전체 중량의 0.2 ~ 0.5 중량%로 첨가되는 것이 바람직하다. 실리콘(Si)의 함량이 0.2 중량% 미만일 경우 실리콘 첨가 효과를 제대로 얻을 수 없다. 반대로, 실리콘(Si)의 함량이 0.5 중량%를 초과하는 경우 열연 공정 중에 가열로에서 적스케일(red scale)을 생성시킴으로써 강의 표면품질에 문제를 줄 수 있다. 또한, Mn₂SiO₄등과 같은 산화물을 형성하여 용접성을 저해할 수 있다.

망간(Mn)

망간(Mn)은 고용강화 및 소입성을 통하여 강의 강도 향상에 기여한다.

망간(Mn)은 강 전체 중량의 1.7 ~ 2.2 중량%로 첨가되는 것이 바람직하다. 망간(Mn)의 함량이 1.7 중량% 미만일 경우에는 고용강화 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 망간(Mn)의 함량이 2.2 중량%를 초과하면 MnS 개재물 및 산화물을 형성하여 고주파 전기저항 용접 시 강의 용접성을 저해시킨다.

인(P)

인(P)은 고용강화에 의하여 강의 강도를 향상시키는데 기여한다.

그러나, 인(P)은 다량 첨가 시 용접성을 악화시키고, 슬라브 중심 편석(slab center segregation)에 의해 강의 인성 및 용접성을 저하시키는 문제가 있다. 따라서, 본 발명에서는 인(P)의 함량을 강 전체 중량의 0.03 중량% 이하로 제한하였다.

황(S)

황(S)은 강의 인성 및 용접성을 저해한다. 특히, 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 강 전체 중량의 0.01 중량% 이하로 제한하였다.

질소(N)

질소(N)는 다량 첨가 시 고용 질소가 증가하여 강의 충격특성 및 연신율을 떨어뜨리고 용접부의 인성을 크게 저하시키는 문제점이 있다. 따라서, 본 발명에서는 질소(N)의 함량을 강 전체 중량의 0.01중량% 이하로 제한하였다.

니오븀(Nb)

니오븀(Nb)은 강의 강도에 큰 영향을 주는 원소 중에 하나로서, 강 중에 탄질화 석출물을 석출하거나 또는 철(Fe) 내 고용강화를 통하여 강의 강도 향상에 기여한다. 이때, 니오븀계 탄질화 석출물은 1160℃ 이상의 가열로에서 고용된 후 열간압연 중 미세하여 석출되어 강의 강도를 증가시킨다.

다만, 니오븀의 경우, 인장강도 향상과 함께 항복강도도 함께 상승시켜 항복비를 낮추는데 장애요소로 작용할 수 있다.

원하는 강도 및 항복비를 고려할 때, 니오븀은 강 전체 중량의 0.06 ~ 0.12 중량%로 첨가되는 것이 바람직하다. 니오븀의 함량이 0.06 중량% 미만일 경우 강도 향상 효과가 불충분하다. 반대로, 니오븀의 함량이 0.12 중량%를 초과할 경우 강도 향상에는 기여할 수 있으나, 과다한 석출로 인해 연주성, 압연성 및 연신율이 저하될 수 있고, 80% 이하의 항복비 달성이 어려워질 수 있다.

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 강 전체 중량의 0.01 ~ 0.05중량%로 첨가되는 것이 바람직하다. 티타늄(Ti)의 함량이 0.01중량% 미만일 경우에는 그 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 티타늄(Ti)의 함량이 0.05 중량%를 초과하면 조대한 석출물을 생성시켜 강의 인성을 저하시키고, 강 내 탄소와 결합하여 오히려 항복비를 증가시키는 문제점이 있다.

니켈(Ni), 몰리브덴(Mo)

니켈(Ni)과 몰리브덴(Mo)은 치환형 원소로서, 고용강화를 통해 열연강판의 강도 향상에 기여한다. 또한, 강의 경화능 및 내식성을 향상시킨다.

니켈(Ni)과 몰리브덴(Mo) 각각은 강 전체 중량의 0.1 ~ 0.5 중량%로 첨가되는 것이 바람직하다. 니켈(Ni) 또는 몰리브덴(Mo)의 함량이 0.1 중량% 미만일 경우 그 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 니켈(Ni) 또는 몰리브덴(Mo)의 함량이 0.5 중량%를 초과하면 더 이상의 효과없이 제조비용을 상승시키는 문제점이 있다.

크롬(Cr)

크롬(Cr)은 상대적으로 낮은 가격으로 경화능을 효과적으로 향상시키며, 아울러 항복비를 낮추는데 기여한다.

크롬(Cr)은 강 전체 중량의 0.1 ~ 0.5 중량%로 첨가되는 것이 바람직하다. 크롬(Cr)의 함량이 0.1 중량% 미만일 경우에는 그 첨가 효과과 불충분하고, 특히 75% 이하의 저항복비를 얻기 어렵다. 반대로, 크롬(Cr)의 함량이 0.5 중량%를 초과하면, 열간압연 및 용접 공정 중에 오스테나이트 결정립계에 조대한 Cr-탄화물을 생성시킴으로써 강의 연성을 저하시키며, 용접 후 열영향부(HAZ)의 열화를 초래하는 문제점이 있다.

미세조직 측면에서, 본 발명에 따른 저항복비형 열연강판은 미세조직이, 부피%로, 침상 페라이트 70% 이상 및 도상 마르텐사이트(Martensite Austenite constituent; MA) 5~15%를 포함하는 복합조직을 가질 수 있다. 이러한 복합 미세조직은 열연강판의 항복비를 낮추는데 유리하다. 나머지는 다각 페라이트, 베이나이트, 펄라이트 등이 될 수 있다.

기계적 특성 측면에서, 본 발명에 따른 저항복비형 열연강판은 열간압연 공정 후와 조관 후 모두 인장강도 : 625~825MPa, 항복강도 : 555~705MPa 및 항복비 80% 이하를 갖는다.

상기 합금성분들로 이루어지는 본 발명에 따른 저항복비형 열연강판은 슬라브 재가열(Slab Reheating), 열간압연(Hot-Rolling), 냉각(Cooling) 및 권취(Coiling) 공정을 포함하는 일련의 과정으로 제조될 수 있다.

열연강판 제조 방법

이하에서는 상기 특성을 나타낼 수 있는 저항복비형 API X80 규격을 만족하는 열연강판 제조 방법에 대하여 설명하기로 한다.

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

도 1을 참조하면, 도시된 열연강판 제조 방법은 슬라브 재가열 단계(S110), 열간압연 단계(S120), 및 냉각/권취 단계(S130)를 포함한다.

여기서, 냉각/권취는 냉각 및 권취를 의미한다.

슬라브 재가열

슬라브 재가열 단계(S110)에서는 본 발명에 따른 열연강판의 합금 성분, 즉 중량%로, 탄소(C) : 0.05 ~ 0.15%, 실리콘(Si) : 0.2 ~ 0.5%, 망간(Mn) : 1.7 ~ 2.2%, 인(P) : 0.03% 이하, 황(S) : 0.01% 이하, 질소(N) : 0.01% 이하, 니오븀(Nb) : 0.06 ~ 0.12%, 티타늄(Ti) : 0.01 ~ 0.05%, 니켈(Ni) : 0.1 ~ 0.5%, 크롬(Cr) : 0.1 ~ 0.5%, 몰리브덴(Mo) : 0.1 ~ 0.5% 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어지는 반제품 상태의 슬라브 판재를 재가열한다.

본 발명에 따른 열연강판 제조 방법에서 열연공정의 대상이 되는 반제품 상태의 슬라브 판재는 제강공정을 통해 원하는 조성의 용강을 얻은 다음에 연속주조공정을 통해 얻어질 수 있다.

슬라브 재가열은 주조시 편석된 성분을 재고용하고, 석출물을 재고용 하기 위하여 실시된다.

슬라브 재가열은 슬라브 재가열 온도(Slab Reheating Temperature; SRT) : 1200 ~ 1300℃의 온도에서 실시될 수 있다. 이러한 슬라브 판재의 재가열을 통하여, 오스테나이트 결정립이 성장하며, 강 중의 불순물 및 석출물 형성 원소들의 고용이 일어난다.

본 발명에서는 비교적 높은 니오븀(Nb)과 티타늄(Ti)의 함량으로 인하여 1160℃ 이상의 온도에서 재가열하여 추출하는 것이 바람직하다.

본 단계에서, 슬라브 재가열 온도가 1200℃ 미만이면 주조 시 편석된 성분이 충분히 재고용되지 못하는 문제점이 있다. 반대로, 슬라브 재가열 온도가 1300℃를 초과하면 오스테나이트 결정립 사이즈가 증대되어 최종 미세조직의 페라이트가 조대화되어 강도 확보가 어려울 수 있다.

또한, 슬라브 재가열은 상기 온도 범위에서 1 ~ 3시간 동안 실시될 수 있다. 슬라브 재가열 온도가 1시간 미만일 경우 강 슬라브의 균질화 정도가 미미하여 품질 저하의 우려가 있다. 반대로 슬라브 재가열 온도가 3시간을 초과하는 경우 경제적으로 유용하지 못하다.

열간압연

열간압연 단계(S120)에서는 재가열된 판재를 열간압연한다.

본 발명에서는 입내의 전위 밀도 증가를 통한 미세한 결정립 형성을 위하여 오스테나이트의 재결정이 이루어지지 않는 온도에서의 압연이 필요하다.

따라서, 열간압연 단계(S120)에서는 오스테나이트 미재결정 영역에 해당하는 마무리 압연 온도(Finishing Delivery Temperature; FDT) : 780 ~ 860℃ 조건으로 마무리 열간압연한다.

본 단계에서, 마무리 압연 온도(FDT)가 780℃ 미만일 경우에는 지나치게 미세화된 결정립이 항복비를 상승시키는 결과를 초래하며, 압연과 동반된 상변태가 나타날 경우 혼립 조직을 야기시킨다. 반대로, 마무리 압연 온도(FDT)가 860℃를 초과할 경우, 오스테나이트 결정립이 조대화되어 변태후 페라이트 결정립 미세화가 충분히 이루어지지 않아 강도 확보가 어려워질 수 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.

압연이 종료된 후 권취 설정 온도에 따라 강의 냉각 이력이 좌우되므로, 본 단계에서, 권취는 권취온도(CT) 530 ~ 630℃에서 실시되는 것이 바람직하다. 이 경우, 부피%로, 침상 페라이트 70% 이상 및 도상 마르텐사이트(MA) 5~15%를 포함하는 복합조직으로의 변태유도가 가능하다. 이러한 복합 미세조직은 소재의 인장 시험 시 연속 항복 거동을 유도하여 저항복비형 재질이 도출 가능하도록 한다.

본 단계에서, 권취온도(CT)가 530℃ 미만일 경우, 저온 변태상이 촉진되어 베이나이트, 마르텐사이트 등의 저온 변태조직이 과다하게 생성되어 강의 연성, 인성 등의 물성이 악화될 수 있다. 반면에, 권취온도(CT)가 630℃를 초과하는 경우 저온 충격인성이 크게 저하될 수 있다.

본 단계에서, 냉각은 대략 20~100℃/sec의 평균 냉각 속도로 실시되는 것이 바람직하다. 평균 냉각 속도가 20℃/sec 미만일 경우, 과냉도 부족으로 인하여 충분한 저온 미세조직 확보에 어려움이 따를 수 있다. 반면에, 평균 냉각 속도가 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 조절과 수냉각대 및 권취 조건 설정을 통하여, 석출 강화 효과는 낮추는 반면 저온 미세조직 분율은 증가시킴으로써, 인장강도 : 625~825MPa, 항복강도 : 555~705MPa의 API X80 규격을 만족하면서 항복 강도 대비 인장 강도 증가를 통하여 항복비 80% 이하를 갖을 수 있다.

따라서, 본 발명에 따른 저항복비형 API X80 규격을 만족하는 열연강판은 극한지역과 같은 가혹한 환경에서 안정성 확보가 요구되는 송유관용으로 활용하기에 적합하다.

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 ~ 2 및 비교예 1에 따른 시편들을 제조하였다.

[표 1]

[표 2]

2. 물성 평가

실시예 1~2 및 비교예 1에 따라 시편들을 제조하는 과정 중 열간압연 후와 조관 후에 각각에 대한 인장강도, 항복강도, 연신율을 측정하고, 인장강도에 대한 항복강도의 비로 항복비를 연산하여, 이를 표 3에 나타내었다.

또한, 실시예 1 및 비교예 1에 따른 강판의 최종 미세조직을 관찰하고, 이를 도 2에 나타내었다.

[표 3]

표 1 내지 표 3을 참조하면, 실시예 1~2에 따라 제조된 시편들의 경우, 열간압연과 조관 후의 물성이 모두 목표치에 해당하는 인장강도(TS) : 625~825MPa, 항복강도(YS) : 555~705MPa 및 항복비(YR) 80% 이하를 만족하는 것을 알 수 있다.

반면, 비교예 1에 따라 제조된 시편의 경우, 인장강도(TS) 및 항복강도(YS)는 열간압연 후와 조관 후 모두에서 목표치를 만족하였으나, 항복비(YR)는 최소 84% 이상으로 목표치와 큰 차이를 보였다.

도 2에 도시된 바와 같이, 실시예 1에 따라 제조된 강판의 경우, 최종 조직이 주상인 침상 페라이트와 제2상인 도상 마르텐사이트(MA)로 이루어져 균일하고 미세한 복합 조직을 갖는 것을 볼 수 있다.

반면, 비교예 1에 따라 제조된 강판의 경우, 최종 조직이 실시예 1에 비해 불균일하고 상대적으로 조대한 복합 조직을 갖는 것을 볼 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 및 권취 단계

Claims

중량%로, 탄소(C) : 0.05 ~ 0.15%, 실리콘(Si) : 0.2 ~ 0.5%, 망간(Mn) : 1.7 ~ 2.2%, 인(P) : 0.03% 이하, 황(S) : 0.01% 이하, 질소(N) : 0.01% 이하, 니오븀(Nb) : 0.06 ~ 0.12%, 티타늄(Ti) : 0.01 ~ 0.05%, 니켈(Ni) : 0.1 ~ 0.5%, 크롬(Cr) : 0.1 ~ 0.5%, 몰리브덴(Mo) : 0.1 ~ 0.5% 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어지는 슬라브 판재를 슬라브 재가열 온도(SRT) 1200 ~ 1300℃ 조건으로 재가열하는 단계;
상기 재가열된 판재를 마무리압연온도(FDT) 780 ~ 860℃ 조건으로 열간압연하는 단계; 및
상기 열간압연된 판재를 권취온도(CT) 530 ~ 630℃로 냉각하여 권취하는 단계;를 포함하는 것을 특징으로 하는 열연강판 제조 방법.
중량%로, 탄소(C) : 0.05 ~ 0.15%, 실리콘(Si) : 0.2 ~ 0.5%, 망간(Mn) : 1.7 ~ 2.2%, 인(P) : 0.03% 이하, 황(S) : 0.01% 이하, 질소(N) : 0.01% 이하, 니오븀(Nb) : 0.06 ~ 0.12%, 티타늄(Ti) : 0.01 ~ 0.05%, 니켈(Ni) : 0.1 ~ 0.5%, 크롬(Cr) : 0.1 ~ 0.5%, 몰리브덴(Mo) : 0.1 ~ 0.5% 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어지고, 인장강도 : 625~825MPa 이상, 항복강도 : 555~705MPa 및 항복비 : 80% 이하를 갖는 것을 특징으로 하는 열연강판.
제2항에 있어서,
상기 열연강판은
미세조직이, 부피%로, 침상 페라이트 70% 이상 및 도상 마르텐사이트(Martensite Austenite constituent; MA) 5~15%를 포함하는 복합조직으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 열연강판.