KR101412428B1 - 극후물 판재의 제어압연 방법 및 이를 이용하여 제조된 극후물 강재 - Google Patents

극후물 판재의 제어압연 방법 및 이를 이용하여 제조된 극후물 강재 Download PDF

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Abstract

합금성분 조절 및 공정 조건 제어를 통하여 두께 중심부의 조직을 미세화시킬 수 있음과 더불어, 두께 방향에 따른 재질 편차를 줄일 수 있는 극후물 판재의 제어압연 방법 및 이를 이용하여 제조된 극후물 강재에 대하여 개시한다.
본 발명에 따른 극후물 판재의 제어압연 방법은 슬라브 판재를 SRT(Slab Reheating Temperature) : 1000 ~ 1100℃로 재가열하는 단계; 상기 재가열된 슬라브 판재를 고르기 압연 및 길이내기 압연으로 RDT(Roughing Delivery Temperature) : 950 ~ 980℃ 조건으로 1차 압연하는 단계; 및 상기 1차 압연된 판재를 고르기 압연 및 길이내기 압연으로 FRT(Finish Rolling Temperature) : Ar3 ~ Ar3 + 100℃ 조건으로 2차 압연하는 단계;를 포함하는 것을 특징으로 한다.

Description

극후물 판재의 제어압연 방법 및 이를 이용하여 제조된 극후물 강재{CONTROLLED ROLLING METHOD OF EXTREMELY THICK STEEL AND EXTREMELY THICK STEEL MANUFACTURED USING THE SAME}
본 발명은 극후물 판재의 제어압연 방법에 관한 것으로, 보다 상세하게는 최적의 온도 조건에서 열간 압연 패스를 조절하여 강재의 중심부까지 강압하함으로써, 강재의 두께 중심부에서의 조직을 미세화할 수 있을 뿐만 아니라, 두께 방향에 따른 재질 편차를 최소화할 수 있는 극후물 판재의 제어압연 방법 및 이를 이용하여 제조된 극후물 강재에 관한 것이다.
최근 선박의 대형화 추세에 따라 사용되는 강판의 두께도 80mm 이상으로 점차 증가하고 있다. 250mm의 슬라브를 이용한 열간 압연 시, 초기 판 형상을 고르게 하기 위한 고르기 압연, 판의 폭을 늘리기 위한 폭내기 압연, 판의 압연방향 길이를 늘이기 위한 길이내기 압연을 병행하여 최종 두께로 제작하고 있다.
그러나, 대략 80mm 이상의 극후물 강재의 경우 열간 압연 시, 조선소 및 선급에서 요구하는 중심부 물성치를 만족하기 어려운 상황이다. 현재, 슬라브 판재를 재가열하여 초기 오스테나이트 조직 제어 및 압하력 증대를 강압하 기술을 적용하여 중심부 물성치를 만족시키는 기술을 적용하고는 있지만, 중심부까지 압하력을 전달하기 위해서는 압연 패스당 압하력을 더욱 증가시켜야 하기 때문에 압연기의 과부화 및 작업에 어려움이 따르고 있다.
즉, 극후물 강재의 경우 중심부까지 충분한 압하력을 전달할 수 없으며, 중심부와 표면부의 미세조직의 입자 사이즈가 달라져 재질편차가 발생하였다. 특히, 종래에는 열간 압연 시 폭내기 압연이 진행될 동안 중심부의 미세조직은 회복 및 재결정이 일어나고, 그 구동력(driving force)은 중심부에서 가장 크다. 이로 인해, 압연 패스가 진행될수록 표면부는 조직이 미세해지고 중심부의 조직은 조대해지는 결과를 초래하며, 이는 결국 중심부의 재질 특성을 저하시키는 결과를 가져온다.
관련 선행문헌으로는 대한민국 등록특허공보 제10-0435482호(2004.06.10. 공고)가 있으며, 상기 문헌에는 인장강도 50Kgf/㎟ 급 극후강판의 제조방법이 개시되어 있다.
본 발명의 목적은 최적의 온도 조건에서 열간 압연 패스를 조절하여 강재의 중심부까지 강압하함으로써, 강재의 두께 중심부에서의 조직을 미세화할 수 있을 뿐만 아니라, 두께 방향에 따른 재질 편차를 최소화할 수 있는 극후물 판재의 제어압연 방법을 제공하는 것이다.
본 발명의 다른 목적은 상기 방법을 이용하여, 인장강도(TS) : 550 ~ 650 MPa, 항복강도(YS) : 450 ~ 550 MPa 및 연신율(EL) : 25% 이상을 가지며, 두께 중심부의 페라이트 조직의 평균 직경이 15㎛ 이하를 갖는 극후물 강재를 제공하는 것이다.
상기 목적을 달성하기 위한 본 발명의 실시예에 따른 극후물 판재의 제어압연 방법은 슬라브 판재를 SRT(Slab Reheating Temperature) : 1000 ~ 1100℃로 재가열하는 단계; 상기 재가열된 슬라브 판재를 고르기 압연 및 길이내기 압연으로 RDT(Roughing Delivery Temperature) : 950 ~ 980℃ 조건으로 1차 압연하는 단계; 및 상기 1차 압연된 판재를 고르기 압연 및 길이내기 압연으로 FRT(Finish Rolling Temperature) : Ar3 ~ Ar3 + 100℃ 조건으로 2차 압연하는 단계;를 포함하는 것을 특징으로 한다.
상기 다른 목적을 달성하기 위한 본 발명의 실시예에 따른 극후물 강재는 중량%로, C : 0.05 ~ 0.10%, Si : 0.1 ~ 0.5%, Mn : 1.0 ~ 2.0%, Al : 0.015 ~ 0.030%, P : 0.02% 이하, S : 0.003% 이하, Cu : 0.15 ~ 0.35%, Ni : 0.5 ~ 1.0%, Nb : 0.015 ~ 0.040%, Ti : 0.005 ~ 0.020%, B : 0.0001 ~ 0.0005%, N : 0.01% 이하 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어지며, 인장강도(TS) : 550 ~ 650 MPa, 항복강도(YS) : 450 ~ 550 MPa 및 연신율(EL) : 25% 이상을 갖는 것을 특징으로 한다.
본 발명은 초기 오스테나이트의 결정립 성장이 억제되도록 1000 ~ 1100℃에서 슬라브 재가열을 실시한 후, 폭내기 압연을 실시하는 것 없이 고르기 압연 및 길이내기 압연만으로 제어 압연을 실시함으로써, 강재의 두께 중심부의 최종 미세 조직을 미세화할 수 있음과 더불어 두께 방향에 따른 재질 편차를 최소화할 수 있다.
따라서, 본 발명에 따른 극후물 판재의 제어압연 방법을 이용하여 제조된 극후물 강재는 인장강도(TS) : 550 ~ 650 MPa, 항복강도(YS) : 450 ~ 550 MPa 및 연신율(EL) : 25% 이상을 가지며, 두께 중심부의 페라이트 조직의 평균 직경이 15㎛ 이하를 만족할 수 있는바, 선박의 선체구조용으로 활용하기에 적합하다.
도 1은 본 발명의 실시예에 따른 극후물 판재의 제어압연 방법을 나타낸 공정 순서도이다.
도 2는 비교예 1에 따라 제조된 시편의 1/2t 지점의 절단면을 나타낸 미세 조직 사진이다.
도 3은 실시예 1에 따라 제조된 시편의 1/2t 지점의 절단면을 나타낸 미세 조직 사진이다.
본 발명의 이점 및 특징, 그리고 그것들을 달성하는 방법은 첨부되는 도면과 함께 상세하게 후술되어 있는 실시예를 참조하면 명확해질 것이다. 그러나 본 발명은 이하에서 개시되는 실시예에 한정되는 것이 아니라 서로 다른 다양한 형태로 구현될 것이며, 단지 본 실시예는 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 극후물 판재의 제어압연 방법 및 이를 이용하여 제조된 극후물 강재에 관하여 상세히 설명하면 다음과 같다.
극후물 강재
본 발명에 따른 극후물 강재는 인장강도(TS) : 550 ~ 650 MPa, 항복강도(YS) : 450 ~ 550 MPa 및 연신율(EL) : 25% 이상을 가지며, 두께 중심부의 페라이트 조직의 평균 직경이 15㎛ 이하를 만족하는 것을 목표로 한다.
이를 위해, 본 발명에 따른 극후물 강재는 중량%로, C : 0.05 ~ 0.10%, Si : 0.1 ~ 0.5%, Mn : 1.0 ~ 2.0%, Al : 0.015 ~ 0.030%, P : 0.02% 이하, S : 0.003% 이하, Cu : 0.15 ~ 0.35%, Ni : 0.5 ~ 1.0%, Nb : 0.015 ~ 0.040%, Ti : 0.005 ~ 0.020%, B : 0.0001 ~ 0.0005%, N : 0.01% 이하 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어질 수 있다.
이하, 본 발명에 따른 극후물 강재에 포함되는 각 성분의 역할 및 그 함량에 대하여 설명하면 다음과 같다.
탄소(C)
본 발명에서 탄소(C)는 강재의 강도를 확보하기 위해 첨가된다.
상기 탄소(C)는 본 발명에 따른 극후물 강재 전체 중량의 0.05 ~ 0.10 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 탄소(C)의 함량이 0.05 중량% 미만일 경우에는 제2상 조직의 분율이 저하되어 강도가 낮아지는 문제가 있다. 반대로, 탄소(C)의 함량이 0.10 중량%를 초과할 경우에는 강재의 강도는 증가하나 저온 충격인성 및 용접성이 저하되는 문제점이 있다.
실리콘(Si)
본 발명에서 실리콘(Si)은 제강공정에서 강 중의 산소를 제거하기 위한 탈산제로 첨가된다. 또한, 실리콘은 고용강화 효과를 갖는다.
상기 실리콘(Si)은 본 발명에 따른 극후물 강재 전체 중량의 0.1 ~ 0.5 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 실리콘(Si)의 함량이 0.1 중량% 미만일 경우에는 상기의 실리콘 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 실리콘(Si)의 함량이 0.5 중량%를 초과할 경우에는 강재 표면에 비금속 개재물을 과다 형성하여 인성을 저하시키는 문제점이 있다.
망간(Mn)
망간(Mn)은 오스테나이트 안정화 원소로서, Ar3점을 낮추어 제어압연 온도 영역을 확대시킴으로써 압연에 의한 결정립을 미세화시켜 강도 및 인성을 향상시키는 역할을 한다.
상기 망간(Mn)은 본 발명에 따른 극후물 강재 전체 중량의 1.0 ~ 2.0 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 망간(Mn)의 함량이 1.0 중량% 미만일 경우에는 제2상 조직의 분율이 저하되어 강도 확보에 어려움이 따를 수 있다. 반대로, 망간(Mn)의 함량이 2.0 중량%를 초과할 경우에는 강에 고용된 황을 MnS로 석출하여 저온 충격인성을 저하시키는 문제점이 있다.
알루미늄( Al )
알루미늄(Al)은 강 중의 산소를 제거하기 위한 탈산제 역할을 한다.
상기 알루미늄(Al)은 본 발명에 따른 극후물 강재 전체 중량의 0.015 ~ 0.030 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 알루미늄(Al)의 함량이 0.015 중량% 미만일 경우에는 상기의 실리콘 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 알루미늄(Al)의 함량이 0.030 중량%를 초과할 경우에는 비금속 개재물인 Al2O3를 형성하여 저온 충격인성을 저하시키는 문제점이 있다.
인(P), 황(S)
인(P)은 강도 향상에 일부 기여하나, 저온 충격인성을 저하시키는 대표적인 원소로서 그 함량이 낮으면 낮을수록 좋다. 따라서, 본 발명에서는 인(P)의 함량을 극후물 강재 전체 중량의 0.02 중량% 이하로 제한하였다.
황(S)은 인(P)과 함께 강의 제조시 불가피하게 함유되는 원소로서, MnS를 형성하여 저온 충격인성을 저하시킨다. 따라서, 본 발명에서는 황(S)의 함량을 극후물 강재 전체 중량의 0.003 중량% 이하로 제한하였다.
구리(Cu)
구리(Cu)는 니켈(Ni)과 함께 강의 경화능 및 저온 충격인성을 향상시키는 역할을 한다.
상기 구리(Cu)는 본 발명에 따른 극후물 강재 전체 중량의 0.15 ~ 0.35 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 구리(Cu)의 함량이 0.15 중량% 미만일 경우에는 구리의 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 구리(Cu)의 함량이 0.35 중량%를 초과할 경우에는 고용 한도를 초과하기 때문에 더 이상의 강도 증가에 기여하지 못하며, 적열취성을 유발하는 문제가 있다.
니켈(Ni)
본 발명에서 니켈(Ni)은 결정립을 미세화하고 오스테나이트 및 페라이트에 고용되어 기지를 강화시킨다. 특히 니켈(Ni)은 저온 충격인성을 향상시키는데 효과적인 원소이다.
상기 니켈(Ni)은 본 발명에 따른 극후물 강재 전체 중량의 0.5 ~ 1.0 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 니켈(Ni)의 함량이 0.5 중량% 미만일 경우에는 니켈 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 니켈(Ni)의 함량이 1.0 중량%를 초과하여 다량 첨가될 경우에는 적열취성을 유발하는 문제가 있다.
니오븀(Nb)
니오븀(Nb)은 고온에서 탄소(C) 및 질소(N)와 결합하여 탄화물 또는 질화물을 형성한다. 니오븀계 탄화물 또는 질화물은 압연시 결정립 성장을 억제하여 결정립을 미세화시킴으로써 강재의 강도와 저온인성을 향상시킨다.
상기 니오븀(Nb)은 본 발명에 따른 극후물 강재 전체 중량의 0.015 ~ 0.040 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 니오븀(Nb)의 함량이 0.015 중량% 미만일 경우에는 니오븀 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 니오븀(Nb)의 함량이 0.040 중량%를 초과할 경우에는 강재의 용접성을 저하시킨다. 또한, 니오븀의 함량이 0.040 중량%를 초과할 경우에는 니오븀 함량 증가에 따른 강도와 저온인성은 더 이상 향상되지 않고 페라이트 내에 고용된 상태로 존재하여 오히려 충격인성을 저하시킬 위험이 있다.
티타늄(Ti)
티타늄(Ti)은 고온안정성이 높은 Ti(C, N) 석출물을 생성시킴으로써, 용접시 오스테나이트 결정립 성장을 방해하여 용접부의 조직을 미세화시킴으로써 열연 강판의 인성 및 강도를 향상시키는 효과를 갖는다.
상기 티타늄(Ti)은 본 발명에 따른 극후물 강재 전체 중량의 0.005 ~ 0.020 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 티타늄(Ti)의 함량이 0.005 중량% 미만일 경우에는 석출을 하지 않고 남은 고용탄소와 고용질소로 인해 시효경화가 발생하는 문제가 있다. 반대로, 티타늄(Ti)의 함량이 0.020 중량%를 초과할 경우에는 조대한 석출물을 생성시킴으로써 강재의 저온충격 특성을 저하시키며, 더 이상의 첨가 효과 없이 제조 비용을 상승시키는 문제가 있다.
보론(B)
보론(B)은 강력한 소입성 원소로서, 인(P)의 편석을 막아 강도를 향상시키는 역할을 한다. 만일, 인(P)의 편석이 발생할 경우에는 2차가공취성이 발생할 수 있으므로, 보론(B)을 첨가하여 인(P)의 편석을 막아 가공취성에 대한 저항성을 증가시킨다.
상기 보론(B)은 본 발명에 따른 극후물 강재 전체 중량의 0.0001 ~ 0.0005 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 보론(B)의 함량이 0.0001 중량% 미만일 경우에는 그 첨가량이 미미한 관계로 상기의 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 보론(B)의 함량이 0.0005 중량%를 초과하여 과다 첨가될 경우에는 보론 산화물의 형성으로 강재의 표면 품질을 저해하는 문제를 유발할 수 있다.
질소(N)
본 발명에서 질소(N)는 불가피한 불순물로, AlN, TiN 등의 개재물을 형성시켜 강재의 내부 품질을 저하시키는 문제가 있다.
본 발명에서 질소(N)는 극소량으로 제어하는 것이 바람직하나, 이 경우 제조 비용이 증가하고 관리의 어려움이 있다. 따라서, 본 발명에서는 질소(N)의 함량을 극후물 강재 전체 중량의 0.01 중량% 이하로 제한하였다.
극후물 판재의 제어압연 방법
도 1은 본 발명의 실시예에 따른 극후물 판재의 제어압연 방법을 나타낸 공정 순서도이다.
도 1을 참조하면, 도시된 본 발명의 실시예에 따른 극후물 판재의 제어압연 방법은 슬라브 재가열 단계(S110), 1차 압연 단계(S120) 및 2차 압연 단계(S130)를 포함한다. 도면으로 도시하지는 않았지만, 상기 극후물 판재의 제어압연 방법은 냉각 단계를 더 포함할 수 있다. 이때, 슬라브 재가열 단계(S110)는 반드시 수행되어야 하는 것은 아니나, 석출물의 재고용 등의 효과를 도출하기 위하여 실시하는 것이 더 바람직하다.
본 발명에 따른 극후물 판재의 제어압연 방법에서 열연공정의 대상이 되는 반제품 상태의 슬라브 판재는 중량%로, C : 0.05 ~ 0.10%, Si : 0.1 ~ 0.5%, Mn : 1.0 ~ 2.0%, Al : 0.015 ~ 0.030% , P : 0.02% 이하, S : 0.003% 이하, Cu : 0.15 ~ 0.35%, Ni : 0.5 ~ 1.0%, Nb : 0.015 ~ 0.040%, Ti : 0.005 ~ 0.020%, B : 0.0005 ~ 0.00010%, N : 0.01% 이하 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어질 수 있다.
슬라브 재가열
슬라브 재가열 단계(S110)에서는 상기 조성을 갖는 슬라브 판재를 SRT(Slab Reheating Temperature) : 1000 ~ 1100℃로 재가열한다. 여기서, 상기 슬라브 판재는 제강공정을 통해 원하는 조성의 용강을 얻은 다음에 연속주조공정을 통해 얻어질 수 있다. 이때, 슬라브 재가열 단계(S110)에서는 연속주조공정을 통해 확보한 슬라브 판재를 재가열하는 것을 통하여, 주조 시 편석된 성분을 재고용한다.
특히, 본 단계에서, 슬라브 재가열 온도는 상대적으로 낮은 온도 범위에 해당하는 1000 ~ 1100℃로 실시하는 것이 중요한 데, 이는 초기 오스테나이트의 결정립 성장이 일어나는 것을 미연에 억제하기 위함이다.
이때, 슬라브 재가열 온도(SRT)가 1000℃ 미만일 경우에는 재가열 온도가 낮아 압연 부하가 커지는 문제가 있다. 또한, Nb계 석출물인 NbC, NbN 등의 고용 온도에 이르지 못해 열간압연 시 미세한 석출물로 재석출되지 못하여 오스테나이트의 결정립 성장을 억제하지 못해 오스테나이트 결정립이 급격히 조대화되는 문제점이 있다. 반대로, 슬라브 재가열 온도가 1100℃를 초과할 경우에는 오스테나이트 결정립이 급격히 조대화되어 제조되는 강판의 강도 및 저온인성 확보가 어려운 문제점이 있다.
1차 압연
1차 압연 단계(S120)에서는 재가열된 슬라브 판재를 고르기 압연 및 길이내기 압연으로 오스테나이트 재결정영역에 해당하는 RDT(Roughing Delivery Temperature) : 950 ~ 980℃ 조건으로 1차 압연한다.
본 단계에서, 1차 압연 마무리 온도(RDT)가 950℃ 미만일 경우에는 1차 압연 패스 중 공랭시간 확보를 위한 시간이 필요하며 이로 인해 생산성이 떨어질 위험이 있다. 이와 반대로, 1차 압연 마무리 온도(RDT)가 980℃를 초과할 경우에는 충분한 압하율을 확보하는 데 어려움이 따를 수 있다.
2차 압연
2차 압연 단계(S130)에서는 1차 압연된 판재를 고르기 압연 및 길이내기 압연으로 오스테나이트 미재결정 영역에 해당하는 FRT(Finish Rolling Temperature) : Ar3 ~ Ar3 + 100℃ 조건으로 2차 압연한다. 이때, Ar3는 750 ~ 800℃일 수 있다.
본 단계에서, 2차 압연 마무리 온도(FRT)가 Ar3 미만일 경우에는 이상역 압연이 발생하여 균일하지 못한 조직이 형성됨으로써 저온 충격인성을 크게 저하시킬 수 있다. 반대로, 2차 압연 마무리 온도(FRT)가 Ar3 + 100℃를 초과할 경우에는 연성 및 인성은 우수하나, 강도가 급격히 저하되는 문제가 있다.
이때, 2차 압연은 미재결정 영역에서의 누적압하율이 40 ~ 60%가 되도록 실시될 수 있다. 만일, 2차 압연의 누적압하율이 40% 미만일 경우에는 균일하면서도 미세한 조직을 확보하는 것이 어려워 강도 및 충격인성의 편차가 심하게 발생할 수 있다. 반대로, 2차 압연의 누적압하율이 60%를 초과할 경우에는 압연 공정 시간이 길어져 생선성이 저하되는 문제가 있다.
전술한 바와 같이, 본 발명의 실시예에 따른 극후물 판재의 제어압연 방법은 초기 오스테나이트의 결정립 성장이 억제되도록 1000 ~ 1100℃에서 슬라브 재가열을 실시한 후, 폭내기 압연을 실시하는 것 없이 고르기 압연 및 길이내기 압연만으로 1차 및 2차 압연의 다단 제어 압연을 실시하여 판재의 중심부까지 강압하함으로써, 판재의 두께 중심부에서의 조직을 미세화할 수 있을 뿐만 아니라, 두께 방향에 따른 재질 편차를 최소화할 수 있게 된다.
한편, 도면으로 도시하지는 않았지만, 본 발명의 실시예에 따른 극후물 판재의 제어압연 방법은 냉각 단계(미도시)를 더 포함할 수 있다.
냉각 단계에서는 2차 압연된 판재를 냉각한다. 이때, 냉각은 상온까지 이루어질 수 있으며, 수냉을 이용하는 강제 냉각 또는 공냉을 이용하는 자연 냉각으로 진행될 수 있다. 이때, 상온은 대략 1 ~ 40℃가 될 수 있다.
상기의 과정(S110 ~ S140)으로 제조되는 극후물 강재는 80mm 이상의 두께를 가지며, 최종 미세조직이 페라이트(ferrite) 및 펄라이트(pearlite)를 포함하는 복합 조직을 갖되, 두께 중심부의 페라이트 조직의 평균 직경이 15㎛ 이하를 갖는다.
이 결과, 상기 방법으로 제조되는 극후물 강재는 인장강도(TS) : 550 ~ 650 MPa, 항복강도(YS) : 450 ~ 550 MPa 및 연신율(EL) : 25% 이상을 갖는다. 특히, 상기 방법으로 제조되는 극후물 강재는 1/2t 지점에서의 인장강도(TS) 및 항복강도(YS)와, 1/4t 지점에서의 인장강도(TS) 및 항복강도(YS)의 편차는 각각 20 MPa 이하를 만족하는바, 두께 방향에 따른 재질 편차를 최소화할 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 2에 기재된 조성 및 표 3에 기재된 공정 조건으로 실시예 1 ~ 2 및 비교예 1 ~ 2에 따른 시편들을 제조하였다. 이때, 실시예 1 ~ 2 및 비교예 1 ~ 2에 따른 시편들의 경우, 각각의 조성을 갖는 잉곳을 제조하고, 이를 압연모사시험기를 이용하여 가열한 후, 1차 압연 및 2차 압연을 실시하여 열간 압연한 후, 상온까지 공냉하였다. 여기서, 실시예 1 ~ 2에 따른 시편들의 경우에는 1차 압연 및 2차 압연으로 고르기 압연 및 길이내기 압연만을 실시하여 88mm의 두께가 되도록 하였고, 비교예 1 ~ 2에 따른 시편들의 경우에는 1차 압연 및 2차 압연으로 고르기 압연, 폭내기 압연 및 길이내기 압연을 실시하여 88mm의 두께가 되도록 하였다. 이후, 실시예 1 ~ 2 및 비교예 1 ~ 2에 따라 제조된 시편들에 대하여 인장시험을 수행하였다.
[표 1] (단위 : 중량%)
Figure 112012069918538-pat00001

[표 2] (단위 : 중량%)
Figure 112012069918538-pat00002

[표 3]
Figure 112012069918538-pat00003

2. 기계적 물성 평가
표 4는 실시예 1 ~ 2 및 비교예 1 ~ 2에 따라 제조된 시편들의 기계적 물성에 대한 평가 결과를 나타낸 것이다.
[표 4]
Figure 112012069918538-pat00004
표 1 내지 표 4를 참조하면, 실시예 1 ~ 2에 따라 제조된 시편들은 각 시편 방향과 무관하게 목표값에 해당하는 인장강도(TS) : 550 ~ 650 MPa, 항복강도(YS) : 450 ~ 550 MPa 및 연신율(EL) : 25% 이상을 모두 만족하는 것을 알 수 있다.
또한, 실시예 1 ~ 2에 따라 제조된 시편들의 경우, 1/2t 지점에서의 인장강도(TS) 및 항복강도(YS)와, 1/4t 지점에서의 인장강도(TS) 및 항복강도(YS)의 편차가 모두 20 MPa 이하를 만족하는 것을 알 수 있다.
반면, 비교예 1 ~ 2에 따라 제조된 시편들의 경우에는 1/4t 지점에서의 인장강도(TS) 및 항복강도(YS)는 목표값을 만족하였으나, 1/2t 지점에서의 인장강도(TS)는 목표값을 만족하고 항복강도(YS)는 목표값에 미달하는 것을 알 수 있다. 또한, 비교예 1 ~ 2에 따라 제조된 시편들의 경우, 각 두께 방향과 무관하게 연신율(EL)이 목표값에 미달하는 것을 알 수 있다. 또한, 비교예 1 ~ 2에 따라 제조된 시편들의 경우, 1/2t 지점에서의 인장강도(TS) 및 항복강도(YS)와, 1/4t 지점에서의 인장강도(TS) 및 항복강도(YS)의 편차가 모두 20 MPa 이상이라는 것을 알 수 있다.
위의 실험 결과를 토대로, 실시예 1 ~ 2에 따라 제조된 시편들이 비교예 1 ~ 2에 따라 제조된 시편들에 비하여 두께 방향에 따른 재질 편차가 작다는 것을 확인하였다.
한편, 도 2는 비교예 1에 따라 제조된 시편의 1/2t 지점의 절단면을 나타낸 미세 조직 사진이고, 도 3은 실시예 1에 따라 제조된 시편의 1/2t 지점의 절단면을 나타낸 미세 조직 사진이다.
도 2 및 도 3에 도시된 바와 같이, 비교예 1 및 실시예 1에 따라 제조된 시편들의 경우, 최종 미세조직이 페라이트(ferrite) 및 펄라이트(pearlite)를 포함하는 복합 조직을 갖는 것을 알 수 있다. 이때, 비교예 1에 따라 제조된 시편은 두께 중심부의 페라이트 조직의 평균 직경이 20㎛는 갖는데 반해, 실시예 1에 따라 제조된 시편은 두께 중심부의 페라이트 조직의 평균 직경이 12㎛로 비교예 1에 비하여 보다 미세하다는 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 : 슬라브 재가열 단계
S120 : 1차 압연 단계
S130 : 2차 압연 단계

Claims (7)

  1. 슬라브 판재를 SRT(Slab Reheating Temperature) : 1000 ~ 1100℃로 재가열하는 단계;
    상기 재가열된 슬라브 판재를 고르기 압연 및 길이내기 압연으로 RDT(Roughing Delivery Temperature) : 950 ~ 980℃ 조건으로 1차 압연하는 단계; 및
    상기 1차 압연된 판재를 고르기 압연 및 길이내기 압연으로 FRT(Finish Rolling Temperature) : Ar3 ~ Ar3 + 100℃ 조건으로 2차 압연하는 단계;를 포함하는 것을 특징으로 하는 극후물 판재의 제어압연 방법.
  2. 제1항에 있어서,
    상기 슬라브 판재는
    중량%로, C : 0.05 ~ 0.10%, Si : 0.1 ~ 0.5%, Mn : 1.0 ~ 2.0%, Al : 0.015 ~ 0.030% , P : 0.02% 이하, S : 0.003% 이하, Cu : 0.15 ~ 0.35%, Ni : 0.5 ~ 1.0%, Nb : 0.015 ~ 0.040%, Ti : 0.005 ~ 0.020%, B : 0.0005 ~ 0.00010%, N : 0.01% 이하 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어지는 것을 특징으로 하는 극후물 판재의 제어압연 방법.
  3. 제1항에 있어서,
    상기 2차 압연 단계 이후,
    상기 2차 압연된 판재를 냉각하는 단계를 더 포함하는 것을 특징으로 하는 극후물 판재의 제어압연 방법.
  4. 제3항에 있어서,
    상기 냉각 단계 이후,
    상기 판재는 80mm 이상의 두께를 가지며,
    최종 미세조직이 페라이트(ferrite) 및 펄라이트(pearlite)를 포함하는 복합 조직을 갖되, 두께 중심부의 페라이트 조직의 평균 직경이 15㎛ 이하를 갖는 것을 특징으로 하는 극후물 판재의 제어압연 방법.
  5. 중량%로, C : 0.05 ~ 0.10%, Si : 0.1 ~ 0.5%, Mn : 1.0 ~ 2.0%, Al : 0.015 ~ 0.030%, P : 0.02% 이하, S : 0.003% 이하, Cu : 0.15 ~ 0.35%, Ni : 0.5 ~ 1.0%, Nb : 0.015 ~ 0.040%, Ti : 0.005 ~ 0.020%, B : 0.0001 ~ 0.0005%, N : 0.01% 이하 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어지며,
    인장강도(TS) : 550 ~ 650 MPa, 항복강도(YS) : 450 ~ 550 MPa 및 연신율(EL) : 25% 이상을 갖는 것을 특징으로 하는 극후물 강재.
  6. 제5항에 있어서,
    상기 강판은
    80mm 이상의 두께를 가지며,
    최종 미세조직이 페라이트(ferrite) 및 펄라이트(pearlite)를 포함하는 복합 조직을 갖되, 두께 중심부의 페라이트 조직의 평균 직경이 15㎛ 이하를 갖는 것을 특징으로 하는 극후물 강재.
  7. 제6항에 있어서,
    상기 강판은
    1/2t 지점에서의 인장강도(TS) 및 항복강도(YS)와,
    1/4t 지점에서의 인장강도(TS) 및 항복강도(YS)의 편차는 각각 20 MPa 이하를 만족하는 것을 특징으로 하는 극후물 강재.
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