KR101290429B1

KR101290429B1 - 강재 및 그 제조 방법

Info

Publication number: KR101290429B1
Application number: KR1020110098091A
Authority: KR
Inventors: 박기정; 고상기; 김규태; 이경수; 황성두
Original assignee: 현대제철 주식회사
Priority date: 2011-09-28
Filing date: 2011-09-28
Publication date: 2013-07-26
Also published as: KR20130034194A

Abstract

합금성분 조절 및 공정 조건의 제어를 통하여, 두께 방향에 대한 단면수축율 특성이 우수한 보일러용 강재 및 그 제조 방법에 대하여 개시한다.
본 발명에 따른 강재 제조 방법은 선철을 정련하여, 탄소(C) : 0.15 ~ 0.20 중량%, 실리콘(Si) : 0.1 ~ 0.4 중량%, 망간(Mn) : 1.0 ~ 1.4 중량%, 구리(Cu) : 0.2 ~ 0.4 중량%, 니켈(Ni) : 0.1 ~ 0.3 중량%, 크롬(Cr) : 0.2 ~ 0.4 중량%, 몰리브덴(Mo) : 0.05 ~ 0.10 중량%, 수소(H) : 2.5ppm 이하 및 나머지 철(Fe)과 기타 불가피한 불순물로 이루어지는 용강을 마련하는 제강 단계; 상기 용강을 연속주조하여 강 슬라브를 형성하는 연주 단계; 상기 강 슬라브를 재가열하는 슬라브 재가열 단계; 상기 재가열된 강 슬라브를 열간 압연하는 열간압연 단계; 및 상기 열간 압연된 강을 냉각하는 냉각 단계;를 포함하며, 상기 제강시, 진공탈처리는 2 torr 이하의 진공도에서 10 ~ 20분 동안 실시하는 것을 특징으로 한다.

Description

강재 및 그 제조 방법 {STEEL AND METHOD OF MANUFACTURING THE STEEL}

본 발명은 강재 제조 방법에 관한 것으로, 보다 상세하게는 합금 성분 조절 및 공정 조건 제어를 통하여 두께 방향에 대한 단면수축율 특성이 우수한 강재 및 그 제조 방법에 관한 것이다.

일반적으로, 40mm 미만의 두께를 갖는 강재의 두께 방향에 대한 인장 시험은 두께 방향으로 강재를 용접하여 일정한 길이를 확보한 후 실시하게 된다.

이때, 종래의 강재는 압연 방향에 평행하게 존재하는 조대한 MnS 또는 잔류 수소로 인한 기공으로 인해서 Z-방향에 대한 인장 시험시 단면수축률이 40% 이하인 경우가 빈번히 발생하고 있다.

관련 선행기술로는 대한민국 공개특허 제10-2010-0021273호(2010.02.04 공개)가 있다.

본 발명의 목적은 합금성분 조절 및 공정 조건의 제어를 통하여, 두께 방향에 대한 인장 시험시 단면수축율 특성이 우수한 강재를 제조하는 방법을 제공하는 것이다.

또한, 본 발명의 다른 목적은 상기 방법으로 제조되어, 인장강도(TS) : 450 ~ 590MPa 및 항복강도(YS) : 255MPa 이상을 가지면서, 두께 방향에 대한 단면수축율이 40% 이상을 갖는 강재를 제공하는 것이다.

상기 목적을 달성하기 위한 본 발명의 실시예에 따른 강재 제조 방법은 선철을 정련하여, 탄소(C) : 0.15 ~ 0.20 중량%, 실리콘(Si) : 0.1 ~ 0.4 중량%, 망간(Mn) : 1.0 ~ 1.4 중량%, 구리(Cu) : 0.2 ~ 0.4 중량%, 니켈(Ni) : 0.1 ~ 0.3 중량%, 크롬(Cr) : 0.2 ~ 0.4 중량%, 몰리브덴(Mo) : 0.05 ~ 0.10 중량%, 수소(H) : 2.5ppm 이하 및 나머지 철(Fe)과 기타 불가피한 불순물로 이루어지는 용강을 마련하는 제강 단계; 상기 용강을 연속주조하여 강 슬라브를 형성하는 연주 단계; 상기 강 슬라브를 재가열하는 슬라브 재가열 단계; 상기 재가열된 강 슬라브를 열간 압연하는 열간압연 단계; 및 상기 열간 압연된 강을 냉각하는 냉각 단계;를 포함하며, 상기 제강시, 진공탈처리는 2 torr 이하의 진공도에서 10 ~ 20분 동안 실시하는 것을 특징으로 한다.

이때, 상기 용강에는 인(P) : 0.005 ~ 0.015 중량% 및 황(S) : 0.0005 ~ 0.0040 중량% 중 1종 이상이 포함되어 있을 수 있다.

상기 목적을 달성하기 위한 본 발명의 실시예에 따른 강재는 탄소(C) : 0.15 ~ 0.20 중량%, 실리콘(Si) : 0.1 ~ 0.4 중량%, 망간(Mn) : 1.0 ~ 1.4 중량%, 구리(Cu) : 0.2 ~ 0.4 중량%, 니켈(Ni) : 0.1 ~ 0.3 중량%, 크롬(Cr) : 0.2 ~ 0.4 중량%, 몰리브덴(Mo) : 0.05 ~ 0.10 중량%, 수소(H) : 2.5ppm 이하 및 나머지 철(Fe)과 기타 불가피한 불순물로 이루어지며, 두께 방향에 대한 단면수축율이 40% 이상을 갖는 것을 특징으로 한다.

이때, 상기 강재는 인(P) : 0.005 ~ 0.015 중량% 및 황(S) : 0.0005 ~ 0.0040 중량% 중 1종 이상이 포함되어 있을 수 있다.

본 발명에 따른 강재 및 그 제조 방법은 진공탈처리시 2 torr 이하의 진공도에서 10 ~ 20분 동안 실시함과 더불어, 실리콘(Si)을 단독 탈산제로 이용하되, 상기 실리콘(Si)을 1회에 모두 투입함으로써, 용강의 온도 저하를 막고 개재물을 일시에 발생시킨 후, 응집 및 합체시켜 산화성 개재물의 크기를 조대화시는 것을 통하여 개재물의 부상속도의 향상으로 개재물을 제거하는 것이 용이해질 수 있다.

또한, 본 발명에 따른 방법으로 제조되는 강재는 진공탈처리시 실리콘을 단독 탈산제로 이용하는 것을 통해 오스테나이트 입자 사이즈(austesnite grane size)의 평균 직경을 100㎛ 이상으로 확보함으로써, 우수한 단면수축율 특성을 확보할 수 있다.

이를 통해, 본 발명에 따른 방법으로 제조되는 강재는 인장강도(TS) : 450 ~ 590MPa 및 항복강도(YS) : 255MPa 이상을 가지면서, 두께 방향에 대한 단면수축율이 40% 이상을 갖는바, 대략 100 ~ 500℃의 중온 환경에서 사용되는 보일러의 강판용으로 활용하기에 적합하다.

도 1은 본 발명의 실시예에 따른 보일러용 강재 제조 방법을 나타낸 순서도이다.
도 2는 RH 진공도를 2 torr로 고정한 상태에서 실시예 1 ~ 4에 따라 제조된 시편에 대한 시간-단면 수축율 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 강재 및 그 제조 방법에 관하여 상세히 설명하면 다음과 같다.

강재

본 발명에 따른 강재는 인장강도(TS) : 450 ~ 590MPa 및 항복강도(YS) : 255MPa 이상을 가지면서, 두께 방향에 대한 단면수축율이 40% 이상을 갖는 것을 목표로 한다.

이를 위해, 본 발명에 따른 강재는 탄소(C) : 0.15 ~ 0.20 중량%, 실리콘(Si) : 0.1 ~ 0.4 중량%, 망간(Mn) : 1.0 ~ 1.4 중량%, 구리(Cu) : 0.2 ~ 0.4 중량%, 니켈(Ni) : 0.1 ~ 0.3 중량%, 크롬(Cr) : 0.2 ~ 0.4 중량%, 몰리브덴(Mo) : 0.05 ~ 0.10 중량%, 수소(H) : 2.5ppm 이하 및 나머지 철(Fe)과 기타 불가피한 불순물로 이루어질 수 있다.

또한, 상기 강재는 인(P) : 0.005 ~ 0.015 중량% 및 황(S) : 0.0005 ~ 0.0040 중량% 중 1종 이상이 포함되어 있을 수 있다.

이때, 상기 강재는 하기 수학식 1을 만족하는 범위에서 탄소(C), 망간(Mn), 구리(Cu), 니켈(Ni), 크롬(Cr) 및 몰리브덴(Mo)을 포함하는 것이 더 바람직하다.

수학식 1 : [C] + [Mn]/6 + ([Cu] + [Ni])/15 + ([Cr] + [Mo])/5 ≤ 0.46

(여기서, [ ]는 각 원소의 중량%)

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

탄소(C)

탄소(C)는 강도를 확보하기 위하여 첨가되며, 용접성에 가장 큰 영향을 미치는 원소이다. 이때, 탄소(C) 이외의 합금원소의 영향은 탄소(C)가 등가로 환산된 탄소당량(carbon equivalent : CEQ)으로 표시될 수 있다.

상기 탄소(C)는 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.15 ~ 0.20 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 만일, 탄소(C)의 함량이 0.15 중량% 미만일 경우에는 충분한 강도를 확보하는 데 어려움이 따를 수 있다. 반대로, 탄소(C)의 함량이 0.20 중량%를 초과할 경우에는 인성 저하를 야기할 수 있으며, 전기저항용접(ERW)시 용접성의 저하를 가져오는 문제점이 있다.

실리콘(Si)

실리콘(Si)은 강 중 탈산제로 작용하며, 강도 확보에 기여한다. 특히, 본 발명에서는 실리콘(Si)을 단독 탈산제로 이용하며, 1회에 모두 투입함으로써 산화성 개재물의 크기가 미세화되는 것을 미연에 방지하게 된다.

상기 실리콘(Si)은 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.1 ~ 0.4 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 만일, 실리콘(Si)의 함량이 0.1 중량% 미만일 경우에는 그 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 실리콘(Si)의 함량이 0.4 중량%를 초과할 경우에는 강재의 인성 및 용접성이 열화되는 문제가 있다.

망간(Mn)

망간(Mn)은 인성을 열화시키지 않고 강도를 향상시키는데 유용한 원소이다.

상기 망간(Mn)은 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 1.0 ~ 1.4 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 만일, 망간(Mn)의 함량이 1.0 중량% 미만일 경우에는 그 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 망간(Mn)의 함량이 1.4 중량%를 초과할 경우에는 템퍼 취화(Temper Embrittlement) 감수성을 증대시키는 문제점이 있다.

구리(Cu)

구리(Cu)는 고용강화에 기여하여 강도를 향상시키는 역할을 한다.

상기 구리(Cu)는 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.2 ~ 0.4 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 만일, 구리(Cu)의 함량이 0.2 중량% 미만일 경우에는 그 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 구리(Cu)의 함량이 0.4 중량%를 초과할 경우에는 강재의 열간가공성을 저하시키고, 용접후 재열균열(Stress Relief Cracking) 감수성을 높이는 문제점이 있다.

니켈(Ni)

니켈(Ni)은 소입성을 향상시키면서 인성개선에 유효하다.

상기 니켈(Ni)은 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.1 ~ 0.3 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 만일, 니켈(Ni)의 함량이 0.1 중량% 미만일 경우에는 그 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 니켈(Ni)의 함량이 0.3 중량%를 초과할 경우에는 강재의 냉간가공성을 저하시킨다. 또한 과다한 니켈(Ni)의 첨가는 강재의 제조 비용을 크게 상승시킨다.

크롬(Cr)

크롬(Cr)은 페라이트 안정화 원소로 강도 향상에 기여한다. 또한 크롬은 δ페라이트영역을 확대하고, 아포정(hypo-peritectic)역을 고탄소 측으로 이행시켜 슬라브 표면품질을 개선하는 역할을 한다.

상기 크롬(Cr)은 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.2 ~ 0.4 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 만일, 크롬(Cr)의 함량이 0.2 중량% 미만일 경우에는 그 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 크롬(Cr)의 함량이 0.4 중량%를 초과할 경우에는 용접 열영향부(HAZ) 인성 열화를 초래하는 문제점이 있다.

몰리브덴(Mo)

몰리브덴(Mo)은 강도 및 인성의 향상에 기여하며, 또한 상온이나 고온에서 안정된 강도를 확보하는데 기여한다.

상기 몰리브덴(Mo)은 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.05 ~ 0.10 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 만일, 몰리브덴(Mo)의 함량이 0.05 중량% 미만일 경우에는 몰리브덴 첨가에 따른 강도 및 인성의 향상 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 몰리브덴(Mo)의 함량이 0.10 중량%를 초과하여 과다 첨가될 경우에는 용접성을 저하시킴과 동시에 탄화물의 석출에 의하여 항복비를 상승시키는 문제점이 있다.

수소(H)

수소(H)는 불가피한 불순물로써, 슬라브 재가열전에 실시되는 진공탈가스 처리를 통하여 그 첨가량을 극소량으로 제한하는 것이 바람직하다. 이때, 수소(H)의 함량이 2.5ppm을 초과하여 다량 함유될 경우에는 황과의 반응으로 H₂S를 다량 생성하여 수소유기균열(hydrogen induced crack : HIC)을 일으켜 강재를 파단시키는 문제가 있다. 따라서, 본 발명에서는 수소(H)의 함량을 강재 전체 중량의 2.5ppm 이하로 제한하였다.

인(P)

인(P)은 강도 향상에 기여하는 원소이다.

상기 인(P)은 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.005 ~ 0.015 중량%의 함량비로 제한하는 것이 바람직하다. 만일, 인(P)의 함량이 0.005 중량% 미만일 경우에는 그 첨가량이 미미한 관계로 인 첨가에 따른 강도 향상 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 인(P)의 함량이 0.015 중량%를 초과할 경우에는 중심 편석은 물론 미세 편석도 형성하여 재질에 좋지 않은 영향을 주며, 또한 용접성을 악화시킬 수 있다.

황(S)

황(S)은 가공성 향상에 일부 기여하는 원소이다.

상기 황(S)은 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.0005 ~ 0.0040 중량%의 함량비로 제한하는 것이 바람직하다. 만일, 황(S)의 함량이 0.0005 중량% 미만일 경우에는 황에 의한 가공성 향상이 어렵고, 아울러 황의 함량을 극소로 제어해야 하므로, 강 제조 비용이 상승하는 문제가 있다. 반대로, 황(S)의 함량이 0.0040 중량%를 초과하는 경우에는 용접성을 크게 저해하는 문제가 있다.

한편, 본 발명에 따른 강재는 하기 수학식 1을 만족하는 범위에서 탄소(C), 망간(Mn), 구리(Cu), 니켈(Ni), 크롬(Cr) 및 몰리브덴(Mo)을 포함하는 것이 더 바람직하다.

이는 강재의 전기저항용접(ERW)시,

수학식 1 : [C] + [Mn]/6 + ([Cu] + [Ni])/15 + ([Cr] + [Mo])/5 ≤ 0.46

(여기서, [ ]는 각 원소의 중량%)로 탄소 단량이 일정 범위 내에 들어야 용접부 균열 발생이 현저히 감소하기 때문이다.

강재 제조 방법

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

도 1을 참조하면, 도시된 강재 제조 방법은 제강 단계(S110), 연주 단계(S120), 슬라브 재가열 단계(S130), 열간압연 단계(S140) 및 냉각 단계(S150)를 포함한다. 이때, 슬라브 재가열 단계(S130)는 반드시 수행되어야 하는 것은 아니나, 석출물의 재고용 등의 효과를 도출하기 위하여 슬라브 재가열 단계(S130)를 실시하는 것이 더 바람직하다.

제강

제강 단계(S110)에서는 선철을 정련하여, 탄소(C) : 0.15 ~ 0.20 중량%, 실리콘(Si) : 0.1 ~ 0.4 중량%, 망간(Mn) : 1.0 ~ 1.4 중량%, 구리(Cu) : 0.2 ~ 0.4 중량%, 니켈(Ni) : 0.1 ~ 0.3 중량%, 크롬(Cr) : 0.2 ~ 0.4 중량%, 몰리브덴(Mo) : 0.05 ~ 0.10 중량%, 수소(H) : 2.5ppm 이하 및 나머지 철(Fe)과 기타 불가피한 불순물로 이루어지는 용강을 마련한다.

상기 제강 단계(S110)에서, 진공탈처리는 2 torr 이하의 진공도에서 10 ~ 20분 동안 실시하는 것이 바람직하다. 만일, 2 torr를 초과하는 진공도에서 10분 미만으로 실시될 경우에는 수소 함량을 극소로 제어하는 것이 어려워 잔류 수소로 인한 기공이 다량 생성되는 문제를 야기할 수 있다. 반대로, 2 torr 이하의 진공도에서 20분을 초과하여 실시될 경우에는 더 이상의 효과 없이 공정 비용 및 시간만을 증가시키는 문제가 있다.

여기서, 상기의 합금 원소 중 실리콘(Si)을 탈산제로 이용하여 용강의 온도저하를 막고 산화성 개재물을 일시에 발생시킨 후, 응집 및 합체시켜 상기 개재물의 크기를 조대화시켜 부상 속도가 증가되도록 하는 것이 바람직하다.

이때, 부상 속도는 하기 수학식 2를 만족할 수 있다.

수학식 2 : V_p = g×d_p×(ρ-ρ_p)/18μ

(여기서, V_p는 개재물의 부상속도, g는 중력가속도, d_p는 개재물의 직경, ρ, ρ_p는 강 및 개재물의 밀도 및 μ는 용강의 점도)

위 수학식 2에서 알 수 있듯이, 개재물의 부상속도는 개재물 직경의 제곱에 비례하는 것을 알 수 있다.

만일, 탈산제인 실리콘을 2회 이상 투입할 경우, 탈산제에 의하여 용강의 온도가 조정되어 개재물의 크기가 미세하게 되는 데 기인하여 산화성 개재물의 부상 시간이 부족하게 된다.

또한, 탈산제로 실리콘과 더불어 알루미늄을 이용할 경우, AlN, Al₂O₃ 등이 피닝 효과(pinning effect)를 일으키는 데 기인하여 오스테나이트 입자 사이즈가 미세화되어 크립(creep) 저항성, 즉 일정한 응력이 주기적으로 가해졌을 때 강도 파괴 인성 등이 저하되는 현상이 감소되는 문제가 있다.

따라서, 본 발명에서는 실리콘(Si)을 단독 탈산제로 이용하되, 상기 실리콘(Si)을 1회에 모두 투입함으로써, 오스테나이트 입자 사이즈(austesnite grane size)의 평균 직경을 100㎛ 이상으로 확보하는 것을 통하여 개재물의 부상속도를 증가시켜 부유물, 즉 슬래그만을 제거할 수 있다.

연주

연주 단계(S120)에서는 제강 단계(S110)를 거친 상기의 조성으로 정련된 용강을 주형에 주입하여 일정한 모양으로 만들고 연속주조기를 통과하면서 냉각 및 응고시켜 연속적으로 일정한 크기로 절단하여 플레이트 형상의 강 슬라브를 형성한다.

슬라브 재가열

슬라브 재가열 단계(S130)에서는 연속주조에 의하여 형성된 강 슬라브를 재가열한다. 이때, 슬라브 재가열 통하여, 연속주조시 편석된 성분을 재고용할 수 있다.

이때, 슬라브 재가열 단계(S130)에서 슬라브 재가열 온도(Slab Reheating Temperature: SRT)는 1050 ~ 1150℃로 실시하는 것이 바람직하다. 만일, 슬라브 재가열 온도(SRT)가 1050℃ 미만일 경우에는 주조 시 편석된 성분이 충분히 재고용되지 못하는 문제점이 있다. 반대로, 슬라브 재가열 온도(SRT)가 1150℃를 초과할 경우에는 오스테나이트 그레인 사이즈가 증가하여 강도 확보가 어려울 수 있으며, 과도한 가열 공정으로 인하여 강판의 제조 비용만 상승할 수 있다.

열간 압연

열간압연 단계(S140)는 재가열된 강 슬라브를 오스테나이트 재결정 영역에서 압연한다.

이때, 마무리 압연은 오스테나이트 재결정 영역, 대략 800 ~ 900℃로 실시하는 것이 바람직하다. 만일, 마무리 압연 온도(Finish Rolling Temperature : FRT)가 800℃ 미만으로 실시될 경우에는 이상역 압연에 의한 혼립 조직이 발생하는 등의 문제가 발생할 수 있다. 반대로, 마무리 압연 온도(FRT)가 900℃를 초과할 경우에는 오스테나이트 결정립이 조대화되어 변태후 페라이트 결정립 미세화가 충분히 이루어지지 않으며, 이에 따라 강도 확보가 어려워질 수 있다.

이때, 본 발명에서는 각 패스마다 충분한 압연이 이루어질 수 있도록, 각 패스당 평균 압하율은 5 ~ 15%가 되도록 실시하는 것이 바람직하다. 만일, 각 패스당 평균 압하율이 5% 미만으로 실시될 경우에는 두께 중심부까지 스트레인이 충분히 가해지지 못하여 냉각 후 미세한 결정립을 확보하는 데 어려움이 따를 수 있다. 반대로, 각 패스당 평균 압하율이 15%를 초과할 경우에는 압연기의 부하로 인하여 제조가 불가능해지는 문제가 있다.

냉각

냉각 단계(S150)에서는 열간 압연된 판재를 냉각한다. 여기서, 냉각은 상온까지 자연 냉각 방식으로 수행되는 공냉이 이용될 수 있다.

이때, 냉각 속도는 1 ~ 50℃/sec로 실시될 수 있다. 만일, 냉각 속도가 1℃/sec 미만일 경우에는 충분한 강도 및 인성 확보가 어렵다. 반대로, 냉각 속도가 50℃/sec를 초과할 경우에는 냉각 제어가 어려우며, 과도한 냉각으로 경제성이 저하될 수 있다.

전술한 본 발명의 실시예에 따른 강재 제조 방법은 진공탈처리시 2 torr 이하의 진공도에서 10 ~ 20분 동안 실시함과 더불어, 실리콘(Si)을 단독 탈산제로 이용하되, 상기 실리콘(Si)을 1회에 모두 투입함으로써, 용강의 온도 저하를 막고 개재물을 일시에 발생시킨 후, 응집 및 합체시켜 산화성 개재물의 크기를 조대화시는 것을 통하여 개재물의 부상속도의 향상으로 개재물을 제거하는 것이 용이해질 수 있다.

이를 통해, 본 발명에 따른 방법으로 제조되는 강재는 인장강도(TS) : 450 ~ 590MPa 및 항복강도(YS) : 255MPa 이상을 가지면서, 두께 방향에 대한 단면수축율이 40% 이상을 가질 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 1 및 표 2의 조성과 표 3의 공정 조건으로 실시예 1 ~ 3 및 비교예 1 ~ 3에 따른 시편을 제조하였다.

[표 1](단위 : 중량%)

[표 2](단위 : 중량%)

[표 3]

2. 기계적 물성 평가

표 4는 실시예 1 ~ 3 및 비교예 1 ~ 3에 따라 제조된 시편에 대한 기계적 물성 평가 결과를 나타낸 것이다.

[표 4]

표 1 ~ 표 4를 참조하면, 실시예 1 ~ 3에 따라 제조되는 시편들의 경우, 목표값에 해당하는 인장강도(TS) : 450 ~ 590MPa, 항복강도(YS) : 255MPa 이상 및 두께 방향에 대한 단면수축율 : 40% 이상을 모두 만족하는 것을 알 수 있다.

반면, 실시예 1과 비교하여 수소(H), 인(P) 및 황(S)이 다량 첨가되고, 가용성 알루미늄(S_Al)이 더 첨가되며, 진공탈처리시간이 7분간 실시된 비교예 1에 따라 제조된 시편의 경우, 인장강도(TS) 및 항복강도(YS)는 목표값을 만족하였으나, 두께 방향에 대한 단면수축율이 37%에 불과한 것을 알 수 있다.

또한, 실시예 1과 비교하여 인(P) 및 황(S)이 다량 첨가되고, 가용성 알루미늄(S_Al)이 더 첨가되며, 진공탈처리시간이 5분간 실시된 비교예 2에 따라 제조된 시편의 경우, 항복강도(YS)는 목표값을 만족하였으나, 인장강도(TS) 및 두께 방향에 대한 단면수축율이 목표값에 미달하는 것을 알 수 있다.

또한, 실시예 1과 비교하여 수소(H)가 다량 첨가되고, 진공도 및 진공탈처리시간이 본 발명에서 제시하는 공정 범위를 벗어난 비교예 3에 따라 제조된 시편의 경우, 인장강도(TS) 및 항복강도(YS)는 목표값을 만족하였으나, 두께 방향에 대한 단면수축율이 29%에 불과한 것을 알 수 있다.

한편, 실시예 1 ~ 3에 따라 제조된 시편들의 경우, 탄소당량 : 0.46 이하를 모두 만족하였으나, 비교예 1 ~ 3에 따라 제조되는 시편들의 경우에는 탄소당량이 0.46를 초과하는 것을 알 수 있다. 따라서, 실시예 1 ~ 3에 따라 제조되는 시편들의 경우, 비교예 1 ~ 3에 따라 제조된 시편들에 비하여 탄소당량(CEQ)이 감소되는 데 기인하여 용접성을 향상시킬 수 있는 이점이 있다.

한편, 도 2는 RH 진공도를 2 torr로 고정한 상태에서 실시예 1 ~ 3 및 비교예 1 ~ 3에 따라 제조된 시편들에 대한 시간-단면수축율 그래프이다.

도 2에 도시된 바와 같이, 진공탈처리시간이 10분 이상으로 실시되는 실시예 1 ~ 3에 따라 제조된 시편들의 경우에는 모두 단면수축율 : 40% 이상을 갖는 것을 알 수 있다. 반면, 비교예 1 ~ 3에 따라 제조된 시편들의 경우에는 일부는 단면수축율이 40% 이상을 만족하였으나, 나머지 일부는 단면수축율 40% 이하를 갖는 것을 알 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 : 제강 단계
S120 : 연주 단계
S130 : 슬라브 재가열 단계
S140 : 열간 압연 단계
S150 : 냉각 단계

Claims

선철을 정련하여, 탄소(C) : 0.15 ~ 0.20 중량%, 실리콘(Si) : 0.1 ~ 0.4 중량%, 망간(Mn) : 1.0 ~ 1.4 중량%, 구리(Cu) : 0.2 ~ 0.4 중량%, 니켈(Ni) : 0.1 ~ 0.3 중량%, 크롬(Cr) : 0.2 ~ 0.4 중량%, 몰리브덴(Mo) : 0.05 ~ 0.10 중량%, 수소(H) : 2.5ppm 이하 및 나머지 철(Fe)과 기타 불가피한 불순물로 이루어지는 용강을 마련하는 제강 단계;
상기 용강을 연속주조하여 강 슬라브를 형성하는 연주 단계;
상기 강 슬라브를 재가열하는 슬라브 재가열 단계;
상기 재가열된 강 슬라브를 열간 압연하는 열간압연 단계; 및
상기 열간 압연된 강을 냉각하는 냉각 단계;를 포함하며,
상기 제강시, 진공탈처리는 2 torr 이하의 진공도에서 10 ~ 20분 동안 실시함과 더불어, 실리콘(Si)을 단독 탈산제로 1회에 모두 투입하여 부상속도 V_p = g×d_p×(ρ-ρ_p)/18μ를 만족하는 것을 특징으로 하는 강재 제조 방법.
제1항에 있어서,
상기 용강에는
인(P) : 0.005 ~ 0.015 중량% 및 황(S) : 0.0005 ~ 0.0040 중량% 중 1종 이상이 포함되어 있는 것을 특징으로 하는 강재 제조 방법.
제1항에 있어서,
상기 강 슬라브는
하기 수학식 1을 만족하는 범위에서 상기 탄소(C), 망간(Mn), 구리(Cu), 니켈(Ni), 크롬(Cr) 및 몰리브덴(Mo)을 포함하는 것을 특징으로 하는 강재 제조 방법.
수학식 1 : [C] + [Mn]/6 + ([Cu] + [Ni])/15 + ([Cr] + [Mo])/5 ≤ 0.46
(여기서, [ ]는 각 원소의 중량%)
제1항에 있어서,
상기 제강 단계에서,
상기 실리콘(Si)을 탈산제로 이용하여 상기 용강의 온도저하를 막고 산화성 개재물을 일시에 발생시킨 후, 응집 및 합체시켜 상기 개재물의 크기를 조대화시켜 부상 속도가 증가되도록 하는 것을 특징으로 하는 강재 제조 방법.
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제1항에 있어서,
상기 슬라브 재가열 단계에서,
SRT(Slab Reheating Temperature)는 1050 ~ 1150℃인 것을 특징으로 하는 강재 제조 방법.
제1항에 있어서,
상기 열간압연 단계에서,
FRT(Finish Rolling Temperature)는 800 ~ 900℃인 것을 특징으로 하는 강재 제조 방법.
탄소(C) : 0.15 ~ 0.20 중량%, 실리콘(Si) : 0.1 ~ 0.4 중량%, 망간(Mn) : 1.0 ~ 1.4 중량%, 구리(Cu) : 0.2 ~ 0.4 중량%, 니켈(Ni) : 0.1 ~ 0.3 중량%, 크롬(Cr) : 0.2 ~ 0.4 중량%, 몰리브덴(Mo) : 0.05 ~ 0.10 중량%, 수소(H) : 2.5ppm 이하 및 나머지 철(Fe)과 기타 불가피한 불순물로 이루어지며,
실리콘(Si)을 단독 탈산제로 1회에 모두 투입함으로써, 인장강도(TS) : 450 ~ 590MPa, 항복강도(YS) : 255MPa 이상 및 두께 방향에 대한 단면수축율이 40% 이상을 갖는 것을 특징으로 하는 강재.
제9항에 있어서,
상기 강재는
인(P) : 0.005 ~ 0.015 중량% 및 황(S) : 0.0005 ~ 0.0040 중량% 중 1종 이상이 포함되어 있는 것을 특징으로 하는 강재.
제9항에 있어서,
상기 강재는
하기 수학식 1을 만족하는 범위에서 상기 탄소(C), 망간(Mn), 구리(Cu), 니켈(Ni), 크롬(Cr) 및 몰리브덴(Mo)을 포함하는 것을 특징으로 하는 강재.
수학식 1 : [C] + [Mn]/6 + ([Cu] + [Ni])/15 + ([Cr] + [Mo])/5 ≤ 0.46
(여기서, [ ]는 각 원소의 중량%)
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