KR102037086B1 - 지열 발전 터빈 로터용 저합금강 및 지열 발전 터빈 로터용 저합금 물질, 및 이들의 제조 방법 - Google Patents

지열 발전 터빈 로터용 저합금강 및 지열 발전 터빈 로터용 저합금 물질, 및 이들의 제조 방법 Download PDF

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Abstract

저합금 강괴는 0.15 내지 0.30 %의 C, 0.03 내지 0.2 %의 Si, 0.5 내지 2.0 %의 Mn, 0.1 내지 1.3 %의 Ni, 1.5 내지 3.5 %의 Cr, 0.1 내지 1.0 %의 Mo, 및 0.15 초과 0.35 이하 %의 V과, 선택적으로 Ni을 포함하고, 나머지 성분으로서 Fe 및 불가피한 불순물들을 갖는다. 저합금 강괴에 담금질 단계 및 템퍼링 단계를 포함하는 품질 열처리를 수행하여, 물질은 3 내지 7의 결정 입도 번호를 갖고, 금속 조직 구조 내에 초석 페라이트가 존재하지 않으며, 760 내지 860 MPa의 인장 강도 및 40 ℃보다 높지 않은 파면 천이 온도를 갖는다.

Description

지열 발전 터빈 로터용 저합금강 및 지열 발전 터빈 로터용 저합금 물질, 및 이들의 제조 방법{LOW ALLOY STEEL FOR GEOTHERMAL POWER GENERATION TURBINE ROTOR, AND LOW ALLOY MATERIAL FOR GEOTHERMAL POWER GENERATION TURBINE ROTOR AND METHOD FOR MANUFACTURING THE SAME}
본 발명은 부식 환경 하에서 주로 사용되는 저합금강에 관한 것이며, 보다 구체적으로 본 발명은 지열 발전용 대형 터빈 로터와 같은 터빈 부재에 적용하기에 적합하다.
지열 발전에서, 스팀 온도는 약 200 ℃로 낮은 반면에, 스팀은 황화수소와 같은 부식성 기체를 포함한다. 이러한 사실을 고려하여, 지열 발전용 터빈 로터 물질에서, 열 발전을 위해 요구되는 고온 크리프 강도(creep strength)는 요구되지 않지만, 내식성, 상온에서의 인장 강도, 항복 강도 및 인성은 중요한 것으로 여겨진다. 이러한 저온 범위에서, 3 내지 4 질량 %의 Ni을 함유하는 훌륭한 인성을 갖는 NiCrMoV가 일반적으로 사용된다. 하지만, 다량의 Ni를 함유하는 강 타입은 SCC(stress corrosion cracking)가 쉽게 발생되는 결점을 갖는다. 따라서, 향상된 인성을 갖는 물질은 열 발전용 고압 로터 또는 중간 압력 로터로서 주로 개발되어 온 (명목상) 1 % CrMoV 강을 기반으로 지열 발전용 로터를 위해 사용된다. 열 발전용 고압 로터 또는 중간 압력 로터를 위해 1 % CrMoV가 350 ℃ 또는 그보다 높은 범위의 고온에서 사용되기 때문에, 큰 인성은 필요하지 않다. 하지만, 그러한 지열 로터용 1 % CrMoV 강을 사용하기 위해, 인성이 향상되는 것이 필요하다. 그러한 이유로, 다음의 특허가 제안된다(JP-A-52-30716, JP-A-55-50430, JP-A-61-143523 및 JP-A-62-290849 참조).
최근, 발전 용량의 증가에 따라, 지열 발전 터빈 로터의 사이즈가 증가되고 있으며, 종래에 사용되어 온 1 % CrMoV 강은 터빈 로터의 증가된 사이즈를 감당할 수 없게 되었다. 이것은 1 % CrMoV 강이 경화능 및 분리 저항성의 관점에서 증가된 사이즈로 이행되기 어려운 강이기 때문이다. 예컨대, 1 % CrMoV의 사이즈가 증가하는 경우, 로터의 중심부에서 냉각 속도가 크게 감소되고 페라이트가 석출되어 인성이 감소되고; C 농도가 강괴를 위한 공급기 헤드의 측에 존재하여, 담금질 균열이 담금질 시 물 냉각에 의해 발생될 가능성이 생기는 문제점을 수반한다. JP-A-52-30716, JP-A-55-50430 및 JP-A-61-143523에서, 1 % CrMoV 강의 인성이 개선되지만, 증가된 사이즈를 고려하지 않아서 많은 문제점이 발생하고, 인성이 냉각 속도의 감소로 인해 감소되는 우려가 존재한다. JP-A-62-209849에서, 증가된 사이즈를 고려하여 냉각 속도가 감소되지만, 대형 강괴를 제조하는 경우 강괴를 위한 공급기 헤드의 측 상에서 C 농도와 관련된 문제점은 고려되지 않으며, 대형 강괴의 제조 시 분리 저항성이 악화되는 우려가 존재한다.
전술한 환경 하에서, 본 발명의 목적은 지열 발전용 대형 터빈 로터를 위해 적합한 물질을 제공하는 것이며, 분리 저항성이 강괴의 공급기 헤드의 측 상에서 C 농도를 억제하도록 개선되어, 균질한 대형 강괴를 제조하는 것이 가능하고, 또한 경화능이 개선되는 동시에, 인성, 내식성 및 SCC(stress corrosion cracking) 저항성이 보장되고, 이 모든 것들이 지열 발전용 터빈 로터 및 지열 발전용 터빈 로터 제조 방법을 위해 요구된다.
분리를 감소시키기 위해, 고형화 앞부분의 조성물이 풍부한 액상의 밀도와 고형화되지 않은 부분에서 대부분의 액상의 밀도 간의 차이(그러한 차이는 고형화 시 고체-액체 분포로 인해 야기됨)가 작을 것을 요구한다. 하지만, 단지 하나의 성분의 함량을 증가시키거나 감소시킴으로써 밀도 차이를 조절하는 것은 어려우며, 다른 성분을 포함하는 총 액상 밀도의 평형이 중요하다. 또한, 지열 발전용 대형 터빈 로터에서, 분리 저항성 이외에, 기계적인 특성, 내식성 및 SCC 저항성이 필요하다. 본 발명자는 분리 저항성을 고려하여 합금 성분의 평형을 최적화할 뿐만 아니라, 다수의 강 타입을 사용함으로써 기계적인 특성, 내식성, SCC저항성 및 경화능에 대한 평가 테스트도 수행하였다. 그 결과, 본 발명자는 종래의 1 % CrMoV 강과 동등한 내식성 및 SCC 저항성을 갖는 지열 발전용 터빈 로터를 제공할 수 있으며, 인성 및 대형 강괴의 제조 가능성이 훌륭한 성분을 찾았으며, 본 발명을 달성하였다.
본 발명의 제 1 양태에 따라, 지열 발전 터빈 로터용 저합금강에 제공되며, 상기 저합금강은: 0.15 내지 0.30 %(이하, %는 질량 %를 나타냄)의 C; 0.03 내지 0.2 %의 Si; 0.5 내지 2.0 %의 Mn; 0.1 내지 1.3 %의 Ni; 1.5 내지 3.5 %의 Cr; 0.1 내지 1.0 %의 Mo; 및 0.15 초과 0.35 % 이하의 V를 포함하며, 나머지 성분으로서 Fe 및 불가피한 불순물들을 갖는다.
본 발명의 제 2 양태에 따라, 상기 지열 발전 터빈 로터용 저합금강은 0.005 내지 0.015 %의 N를 더 포함한다.
본 발명의 제 3 양태에 따르면, 지열 발전 터빈 로터용 저합금강은: 0.15 내지 0.30 %의 C; 0.03 내지 0.2 %의 Si; 0.5 내지 2.0 %의 Mn; 0.1 내지 1.3 %의 Ni; 1.5 내지 3.5 %의 Cr; 0.1 내지 1.0 %의 Mo; 및 0.15 초과 0.35 % 이하의 V으로 구성되고, 나머지 성분으로서 Fe 및 불가피한 불순물들을 갖는다.
본 발명의 제 4 양태에 따라, 지열 발전 터빈 로터용 저합금강은; 0.15 내지 0.30 %의 C; 0.03 내지 0.2 %의 Si; 0.5 내지 2.0 %의 Mn; 0.1 내지 1.3 %의 Ni; 1.5 내지 3.5 %의 Cr; 0.1 내지 1.0 %의 Mo; 0.15 초과 0.35 % 이하의 V; 및 0.005 내지 0.015 %의 N로 구성되고, 나머지 성분으로서 Fe 및 불가피한 불순물들을 갖는다.
본 발명의 제 5 양태에 따라, 제 1 내지 제 4 양태 중 어느 하나에 따른 저합금강의 품질 열처러에 의해 획득되는 지열 발전 터빈 로터용 저합금 물질이 제공되며, 저합금 물질은 3 내지 7의 결정 입도 번호를 갖고, 저합금 물질은 본질적으로 금속 조직 구조 내에 초석 페라이트가 존재하지 않는다.
본 발명의 제 6 양태에 따라, 제 1 내지 제 4 양태 중 어느 하나에 따른 저합금강의 품질 열처리에 의해 획득되는 지열 발전 터빈 로터용 저합금 물질이 제공되며, 저합금 물질은 760 내지 860 MPa의 인장 강도를 갖고, 저합금 물질은 40 ℃보다 높지 않은 파면 천이 온도를 갖는다.
본 발명의 제 7 양태에 따라, 지열 발전 터빈 로터용 저합금 물질을 제조하는 방법이 제공되며, 상기 방법은: 담금질 단계로서, 제 1 내지 제 4 양태 중 어느 하나에 따른 조성물을 갖는 강괴를 고온 단조하는 단계, 900 내지 950 ℃ 범위의 온도에서 고온 단조된 강괴의 물질을 가열하는 단계 및 가열된 물질의 중심부에서 60 ℃/hr 또는 그보다 높은 냉각 속도로 담금질을 수행하는 단계를 포함하는 담금질 단계; 및 상기 담금질 단계 후, 600 내지 700 ℃ 범위의 온도에서 담금질된 물질을 가열하는 템퍼링 단계를 포함한다.
본 발명의 제 8 양태에 따라, 지열 발전 터빈 로터의 저합금 물질을 제조하는 방법에서, 상기 방법은 발전기 부재의 단조강의 물질을 위해 사용된다.
본 발명의 제 9 양태에 따라, 제 7 또는 제 8 양태에 따른 지열 발전 터빈 로터의 저합금 물질을 제조하는 방법에서, 강괴는 10 ton 또는 그보다 큰 질량을 갖는다.
본 발명에 따른 지열 발전 터빈 로터용 저합금 강은 경화능 및 부식 저항성을 향상시키는 동시에 지열 발전용 터빈 로터로서의 인성, 내식성 및 SCC 저항성을 보장하고, 지열 발전용 터빈 로터와 같은 대형 단조강에 적용되는 경우, 발전 효율의 향상에 기여할 수 있다.
우선, 본 발명의 합금 성분 및 제조 조건을 설정하는 이유가 아래에서 설명될 것이다. 한편, 다음의 모든 함량들은 질량 % 단위를 사용한다.
<합금 성분>
C : 0.15 내지 0.30 %
C는 경화능을 향상시키고, Cr, Mo 및 V와 같은 카바이드를 형성하는 요소와 함께 카바이드를 형성하고, 인장 강도 및 항복 강도를 향상시키기 위해 필요한 요소이다. 요구되는 인장 강도 및 항복 강도를 얻기 위해, 적어도 0.15 %의 C가 첨가되는 것이 필요하다. 반면에, C의 양이 0.30 %를 초과하는 경우, 인성, 내식성 및 SCC 저항성이 감소된다. 따라서, C의 함량은 0.15 내지 0.30 %의 범위로 설정된다. 예컨대, C 함량의 하한이 0.22 %, 상한이 0.25 % 또는 C 함량이 0.22 내지 0.25 % 범위로 설정되도록 구성될 수 있다.
부수적으로, 동일한 이유로, C의 함량의 하한이 0.20 % 그리고 상한이 0.27 %로 각각 설정되는 것이 바람직하다.
Si : 0.03 내지 0.2 %
본 발명에서 Si는 이후 설명될 바와 같이, Mo와 함께 분리 저항성을 개선시키는 중요한 성분이다. 구체적으로, Si 및 Mo는 큰 사이즈의 강괴(steel ingot)에 대해 공급기 헤드의 측 상에 C 농도의 정도에 영향을 미치고, Si가 0.03 % 또는 그보다 많은 양으로 첨가되는 경우, 분리 저항성을 개선시키고 공급기 헤드의 측 상에서 C 농도를 억제하는 효과가 획득된다. 반면에, Si의 양이 0.2 %를 초과하는 경우, 인성이 감소되고, 요구되는 특성이 획득되지 않는다. 따라서, Si의 함량은 0.03 내지 0.2 %의 범위로 설정된다. 예컨대, Si의 함량의 하한이 0.04 %, 상한이 0.19 % 또는 Si 함량의 범위가 0.04 내지 0.19 %로 설정되도록 구성될 수 있다.
부수적으로, 동일한 이유로, Si의 함량의 하한이 0.05 %로 설정되는 것이 바람직하다.
Mn : 0.5 내지 2.0 %
Mn은 경화능을 개선시키고, 담금질(quencing) 시 초석 페라이트(pro-eutectoid ferrite)의 석출을 억제하는데 효과적인 성분이다. 합금이 0.5 % 또는 그보다 많은 양의 Mn을 함유하는 경우, 전술한 효과는 충분히 획득된다. 반면에, Mn의 함량이 2.0 %를 초과하는 경우, 템퍼 취성(temper embrittlement)의 민감도는 증가되고, 인성은 감소되며, SCC 저항성은 감소된다. 이러한 이유로, Mn의 함량은 0.5 내지 2.0 %의 범위로 설정된다. 예컨대, Mn의 함량의 하한이 0.61 %, 상한이 1.77 % 또는 Mn의 함량이 범위가 0.61 내지 1.77 %로 설정되도록 구성될 수 있다.
부수적으로, 동일한 이유로, Mn의 함량의 하한이 0.8 %, 상한이 1.5 %로 각각 설정되는 것이 바람직하다.
Ni : 0.1 내지 1.3 %
Mn과 마찬가지로, Ni도 경화능을 크게 개선시키고, 담금질 시 초석 페라이트의 석출을 억제하는데 효과적인 성분이다. 합금이 0.1 % 또는 그보다 많은 양의 Ni을 함유하는 경우, 전술한 효과는 충분히 획득된다. 반면에, Ni의 함량이 1.3 %를 초과하는 경우, 지열 스팀 내의 부식성 기체에 대한 SCC 저항성이 낮아진다. 이러한 이유로, Ni의 함량은 0.1 내지 1.3 %의 범위로 설정된다. 예컨대, Ni의 함량의 하한이 0.44 %, 상한이 0.92 % 또는 Ni의 함량이 0.44 내지 0.92 %의 범위로 설정되도록 구성될 수 있다.
부수적으로, 동일한 이유로, Ni의 함량의 하한이 0.3 %, 상한이 1.0 %로 각각 설정되는 것이 바람직하다.
Cr : 1.5 내지 3.5 %
Cr은 경화능을 개선시키고, 담금질 시 초석 페라이트의 석출을 억제하는데 효과적인 성분이다. 또한, Cr은 C와 함께 초미분 탄화물(fine carbide)을 형성하여 인장 강도를 향상시키는데 효과적이며, 또한 지열 스팀 내의 부식성 rlc에 대한 내식성 및 SCC 저항성을 향상시키는데 효과적인 성분이다. 합금이 1.5 % 또는 그보다 많은 양의 Cr을 함유하는 경우, 전술한 효과는 충분히 획득된다. 반면에, Cr의 함량이 3.5 %를 초과하는 경우, 인성이 감소할 뿐만 아니라, 박마(galling)가 터빈 로터의 베어링 부분에 쉽게 발생된다. 따라서, Cr의 함량은 1.5 내지 3.5 %의 범위로 설정된다. 예컨대, Cr의 함량의 하한이 1.62 %, 상한이 3.12 % 또는 Cr의 함량이 1.62 내지 2.48 %의 범위로 설정되도록 구성될 수 있다.
부수적으로, 동일한 이유로, Cr의 함량의 하한이 1.8 % 그리고 상한이 2.8 %로 각각 설정되는 것이 바람직하고; Cr의 함량의 하한이 2.0 % 그리고 상한이 2.5 ^로 각각 설정되는 것이 보다 바람직할 수 있다.
Mo : 0.1 내지 1.0 %
본 발명에서 Mo는 전술한 Si와 함께 분리 저항성을 개선시키는 중요한 성분들 중 하나이다. 지열 발전을 위한 일반적인 터빈 로터를 위해 사용되는 1 % CrMoV에서, Mo는 약 1.1 내지 1.5 %의 양으로 첨가되고, 내식성의 관점에서, Mo의 양을 증가시키는 것이 더 좋을 수 있다. 하지만, 분리 저항성의 관점에서, Mo의 양을 억제하는 것이 바람직하고, Mo의 양이 1.0 %보다 크지 않도록 설정되는 경우, 강괴를 이한 공급기 헤드의 측 상에서 C 농도를 억제하는 효과가 충분히 획득된다. 반면에, Mo는 경화능 및 템퍼 취성을 개선시키고, 인장 강도를 증가시키는데 효과적인 성분이며, 그러한 효과를 얻기 위해, 합금은 적어도 0.1 % 양의 Mo를 함유하는 것이 필요하다. 전술한 관점에서, Mo의 함량은 0.1 내지 1.0 %의 범위로 설정된다. 예컨대, Mo의 함량의 하한이 0.25 %, 상한이 0.96 % 또는 Mo의 함량이 0.25 내지 0.96 %으로 설정되도록 구성될 수 있다.
부수적으로, 동일한 이유에서, Mo의 함량의 하한이 0.3 %, 상한이 0.8 %로 각각 설정되는 것이 바람직하고; Mo의 함량의 상한이 0.7 %로 설정되는 것이 보다 바람직하다.
V : 0.15 % 초과 0.35 % 이하
V는 C와 함께 초미분 탄화물을 형성하여 인장 강도를 향상시키는데 효과적인 성분이다. 또한, 불용성 바나듐 탄화물(vanadium carbide)가 모상(parent phase)에 존재하는 경우, 담금질 및 가열 시 결정(grain)의 조대화가 억제될 수 있어, 인성을 개선시키는 효과가 있다. 전술한 효과를 얻기 위해, 합금은 0.15 %보다 많은 양의 V를 함유하는 것이 필요하다. 반면에, V의 양이 0.35 %를 초과하는 경우, 인성이 감소된다. 따라서, V의 함량은 0.15 % 초과 0.35 % 이하의 범위로 설정된다. 예컨대, V의 함량의 하한이 0.16 %, 상한이 0.31 % 또는 V의 함량이 0.16 내지 0.31 %의 범위로 설정되도록 구성될 수 있다.
부수적으로, 동일한 이유로, V의 함량의 하한이 0.18 %, 상한이 0.30 %로 각각 설정되는 것이 바람직하고; V의 함량의 상한이 0.24 %로 설정되는 것이 보다 바람직하다.
N : 0.005 내지 0.015 %
N은 경화능을 개선시키고, 담금질 시 초석 페라이트의 석출을 억제하는데 효과적인 성분이다. 또한, N이 인장 강도의 향상에 기여하는 질화물을 형성하기 때문에, N은 요구되는 경우 합금 내에 함유될 수 있다. 전술한 효과를 얻기 위해, 합금은 0.005 % 또는 그보다 많은 양의 N을 함유하는 것이 필요하다. 반면에, N의 함량이 0.015 %를 초과하는 경우, 인성이 감소된다. 따라서, N의 함량은 0.005 내지 0.015 %의 범위로 설정된다. 예컨대, N의 함량의 하한이 0.006 %, 상한이 0.013 % 또는 N의 함량이 0.006 내지 0.013 %의 범위로 설정되도록 구성될 수 있다.
나머지 : Fe 및 불가피한 불순물들
합금의 나머지는 Fe 및 불가피한 불순물들을 함유한다. 여기에서, 합금은 91.0 내지 97.5 질량 %의 양만큼 Fe를 함유할 수 있다. 또한, 불가피한 불순물들과 관련하여, 0.015 % 이하의 P, 0.015 % 이하의 S, 0.15 % 이하의 Cu, 0.015 % 이하의 Al, 0.02 % 이하의 As, 0.02 % 이하의 Sn, 0.02 % 이하의 Sb 및 0.010 % 이하의 O가 함유되어 있을 수 있다. 예컨대, 불가피한 불순물들로서 0.005 %의 P, 0.002 %의 S, 0.05 %의 Cu, 0.005 %의 Al, 0.005 %의 As, 0.003 %의 Sn, 0.001 %의 Sb 및 0.0015 %의 O가 함유되어 있을 수 있다.
<합금강의 금속 조직 구조 및 기계적인 특성>
다음으로, 본 발명의 합금강의 금속 조직 구조 및 기계적인 특성이 설명될 것이다.
결정 입도 번호 : 3 내지 7
본 발명의 강은 품질 열처리 후 결정 입도 번호의 관점에서, JIS-G0551의 비교 방법(강에 대한 오스테나이트 결정 입도 테스팅 방법)으로 측정하여 3 내지 7의 결정 입도를 갖는다. 또한, 본 발명의 강은 본질적으로 강의 금속 조직 구조 내에 초석 페라이트가 존재하지 않는다. 여기에서, "본질적으로 초석 페라이트가 존재하지 않는다"라는 표현은 예컨대, 본 발명의 강의 금속 조직 구조 내에 초석 페라이트가 0.01 %보다 작거나 측정 한계보다 작은 비율로 함유될 수 있는 경우, 또는 본 발명의 강의 금속 조직 구조 내에 초석 페라이트가 함유되지 않은 경우를 포함한다. 본 발명의 강이 3 내지 7의 결정 입도 번호를 갖고, 본질적으로 금속 조직 구조 내에 초석 페라이트가 존재하지 않기 때문에, 탁월한 인성이 획득될 수 있다. 결정 입도가 3보다 작은 굵은 결정의 경우, 초음파 투과성이 감소될뿐만 아니라, 연성(ductility) 및 인성이 감소되어, 기정의된(prescribed) 기계적인 특성이 만족되지 않는다. 반면에, 결정 입도 번호가 7 보다 큰 경우, 담금질 온도가 감소되는 것이 필요하기 때문에, 담금질 시, 냉각 중 초석 페라이트의 석출 없이 대형 터빈 모터를 산업적인 규모로 제조하는 것은 어렵다. 또한, 품질 열처리 후 3 내지 7의 결정 입도 번호가 획득되는 경우에도, 초석 페라이트가 금속 조직 구조에서 석출되는 경우, 인성은 크게 감소된다. 부수적으로, 동일한 이유로, 결정 입도 번호의 하한은 4.0으로 설정되는 것이 바람직하다.
상온에서의 인장 강도 : 760 내지 860 MPa
목표 강도에서, 품질 열처리 후 상온에서의 인장 강도는 760 MPa 또는 그보다 크게 설정된다. 반면에, 상온에서의 인장 강도가 860 MPa를 초과하는 경우, 인성은 감소되므로, 상한은 860 MPa로 설정된다.
파면 천이 온도(Fracture Appearance Transition Temperature, FATT) : 40 ℃ 이하
지열 발전에서, 입구 온도는 200 ℃이고, 출구 온도는 약 50 ℃로 낮아져서, 파면 천이 온도는 완전히 낮아진다. FATT가 40 ℃보다 큰 경우, 터빈 로터의 취성 파괴에 대한 안정성을 보증하는 것이 어려워진다. 따라서, FATT는 40 ℃보다 크지 않은 것이 바람직하다.
<합금 물질 제조 방법>
부수적으로, 본 발명에 따른 지열 발전 터빈 로터용 저합금 물질을 제조하는 방법은 본 발명의 저합금 강의 기계적인 특성을 향상시키기에 적합한 제조 방법이다. 본 발명의 제조 방법에 따라, 담금질 및 냉각 시 초석 페라이트의 석출은 억제되고, 그에 따라 현저하게 유리한 기계적인 특성을 획득하는 것이 가능하다. 본 발명의 저합금강의 제조 방법은 아래에 설명된다.
단조 단계(Forging step):
응고 후 강괴는 가열 퍼니스(furnace)로 삽입되고, 기정의된 온도로 가열되고, 그 후 대형 프레스(press)에 의해 단조가 수행된다. 단조에 따라, 강괴 내부의 보이드는 열적으로 압착되고, 수지상 조직(dendritic structure)이 파열되고, 그에 따라 결정 구조가 획득될 수 있다. 그 경우, 단조 온도는 1,100 ℃ 또는 그보다 높게 설정되는 것이 바람직하다. 단조 온도가 1,100 ℃보다 낮은 경우, 물질의 고온 워커빌리티(workability)가 감소되어, 단조 중 균열 발생의 위험이 있고; 결정 구조는 내부에 단조 효과의 부족으로 인해 여러 결정 입도가 혼재하여, 초음파 투과성이 감소된다. 하지만, 최상의 단조 단계에서, 결정의 조대화가 억제되므로, 단조 온도를 가능한 한 1,100 ℃ 또는 그보다 높은 범위로 감소시키는 것이 바람직하다.
담금질 단계(Quenching step):
일반적으로, 열 발전을 위해 사용되는 1 % CrMoV 강에서, 고온 크리프 파단 강도를 향상시키기 위해, 담금질 온도는 높게 설정되고; 물질에서 형성되는 탄화물은 담금질 및 가열을 사용하여 매트릭스 내에 실질적으로 용해되고; 그 후 탄화물은 템퍼링 온도에 의해 매트릭스 내에 미세하게 분산된다. 그 경우, 담금질 온도는 일반적으로 950 내지 1,000 ℃의 범위이다. 하지만, 지열 발전을 위한 터빈 로터 물질에서, 고온 크리프 파단 강도는 요구되지 않고, 대신에 상온에서의 인성이 중요하다. 인성을 향상시키기 위해, 결정을 미세한 사이즈로 만드는 것이 효과적이다. 본 발명의 저합금강에서, 900 내지 950 ℃의 범위로 담금질 온도를 설정하는 것이 바람직하다. 이러한 온도 범위 내에서, Cr, Mo 및 V의 불용성 탄화물이 유지되는 것이 허용되어, 결정의 조대화를 억제하고 인성을 향상시키는 것이 가능하다. 담금질 온도가 이러한 온도 범위보다 높은 경우, 인장 강도가 증가되지만, 결정은 조대화되고, 연성 및 인성은 감소된다. 반면에, 담금질 온도가 이러한 온도 범위보다 낮은 경우, 경화능이 감소되기 때문에, 담금질 시 초석 페라이트는 냉각 중 석출되고, 그에 따라 인성이 감소된다. 부수적으로, 대형 강 단조에서, 소킹을 위해 요구되는 시간이 외부 표면 영역과 중심부 사이에서 상이하기 때문에, 담금질 및 가열 시간은 물질의 사이즈에 따라 설정될 수 있다.
담금질 시 냉각에서, 냉각 속도가 증가함에 따라, 초석 페라이트의 석출이 억제될 수 있을 뿐만 아니라, 인성이 향상될 수 있다. 하지만, 대형 터빈 로터에서, 중심부에서의 냉각 속도는 질량 효과의 영향으로 인해 크게 감소되기 때문에, 초석 페라이트가 석출되고, 인성이 감소된다. 본 발명의 저합금강은 증가된 사이즈로 인해 야기되는 중심부에서의 냉각 속도 감소를 고려한 조성물이며, 심지어 담금질 시 냉각 속도가 60 ℃/hr보다 크고, 초석 페라이트가 석출되지 않고, 인성이 감소되지 않는다. 반면에, 담금질 시 냉각 속도가 60 ℃/hr보다 낮은 경우, 초석 페라이트가 석출되고, 인성이 감소한다. 따라서, 담금질 시 냉각 속도를 60 ℃/hr 또는 그보다 크게 설정하는 것이 바람직하다. 그 경우 냉각 방법과 관련하여, 임의의 방법이 물질의 인장 강도 및 인성을 감소시키지 않는 한 수행될 수 있다.
템퍼링 단계(Tempering step):
담금질 온도가 낮게 설정되는 사실로 미루어 보아, 담금질 및 가열 시 용해되는 탄화물의 양이 적기 때문에, 템퍼링 후 인장 강도는 낮아진다. 이러한 이유로, 템퍼링 온도를 낮게 설정하여 상온에서의 기정의된 인장 강도를 획득하는 것이 필요하다. 템퍼링 온도가 600 ℃보다 낮은 경우, 탄화물은 충분히 석출되지 않아, 기정의된 인장 강도가 획득되지 않는다. 반면에, 템퍼링 온도가 700 ℃보다 큰 경우, 탄화물은 조대화되어, 기정의된 인장 강도가 획득되지 않는다. 따라서, 600 내지 700 ℃ 범위의 템퍼링 온도로 설정되는 것이 바람직하다. 부수적으로, 템퍼링 단계에서, 가열 시간은 또한 물질의 사이즈에 따라 적절히 설정될 수 있다.
[실시예]
본 발명의 실시예는 아래에서 설명될 것이다.
전술한 조성물을 얻기 위해, 본 발명의 저합금 강괴는 일반적인 방식으로 제조될 수 있고, 강괴 제조 방법은 구체적으로 제한되지 않는다. 획득된 저합금 강은 단조와 같은 열간 가공에 적용된다. 열간 가공 후, 열간 가공된 물질은 불림(normalizing)이 적용되고, 그에 따라 구조물을 균질화한다. 불림은, 예컨대 1,000 내지 1,100 ℃에서 가열됨으로써 수행되고, 그 후 퍼니스 냉각된다. 또한, 품질 열처리는 담금질 및 템퍼링에 의해 수행될 수 있다. 담금질은, 예컨대 900 내지 950 ℃로 가열됨으로써 수행되고, 그 후 급속 냉각된다. 담금질 후, 템퍼링은 예컨대 600 내지 700 ℃로 가열됨으로써 수행될 수 있다. 템퍼링 온도와 같이, 적절한 시간이 물질의 사이즈 및 형상에 따라 설정될 수 있다.
본 발명의 저합금강은 전술한 열처리에 의해 세팅되어, 상온에서 760 내지 860 MPa의 인장 강도 및 JIS-G0551의 비교 방법(강에 대한 오스테나이트 결정 입도 테스팅 방법)에서의 결정 입도 번호와 관련하여 3 내지 7의 결정 입도를 가질 수 있다.
[예]
표 1에 도시된 바와 같이, 본 발명의 물질 No.1 내지 15 및 비교 물질 No.16 내지 26 각각의 화학 조성물을 갖는 50 kg 테스트 강괴가 테스트 물질로서 마련되었다. 부수적으로, 비교 물질 No.22는 열 발전을 위한 일반적인 1 % CrMoV의 화학 조성물을 갖는다. 50 kg 테스트 강괴는 진공 유도 용해(VIM) 퍼니스에 의해 제조되고, 그 후 기정의된 열처리에 의해 단조되었다. 실제 대형 터빈 로터로 가정하여, 결정 입도를 재현하기 위해, 열처리는 우선 1,200 ℃에서 2시간 동안 결정-조대화 처리를 수행하고, 예비 열처리로서 1,100 ℃에서 불림을 수행하고, 그 후 620 ℃에서 템퍼링을 수행하였다. 또한, 최종적인 테스트 강괴는 1,600 mm 직경을 갖는 대향 로터를 가정하여, 920 ℃의 담금질 및 가열 온도로 가열되고, 60 ℃/hr로 상온까지 냉각을 위해 담금질이 적용되었다. 그 후, 600 내지 700 ℃의 범위에서 템퍼링 온도를 선택하고 10 내지 60 시간의 범위에서 템퍼링 시간을 선택함으로써, 760 내지 860 MPa의 인장 강도를 갖도록 수행되었고, 그에 따라 각각의 샘플 물질을 획득하였다. 상기 획득된 샘플 물질은 미세조직 관찰, 인장 시험 및 샤르피(Charpy) 충격 시험을 적용하여, 초석 페라이트의 존재 여부, 인장 강도 및 FATT를 평가하였다.
그 결과는 표 2에 도시된다. 본 발명의 물질에서, 담금질 시 냉각 비율이 60 ℃/hr이었던 경우에도, 초석 페라이트는 석출되지 않았다. 또한, 인장 강도는 목표 범위에 충분히 만족되었고, 또한, FATT가 40 ℃보다 높지 않음이 확인되었다. 반면에, 비교 물질 No.16, 18, 19 및 21 내지 23에서는, 초석 페라이트가 석출되었고, FATT가 본 발명과 비교하여 크게 증가하였다. 또한, 이러한 비교 물질의 인장 강도는 본 발명의 물질보다 낮았고, 목표에 만족되지 않았다. 비교 물질 No.26에서는, 초석 물질이 석출되지 않았지만, FATT가 본 발명보다 높았다. 다시 말해, 본 발명의 물질에서는 담금질 시 냉각 비율이 감소되는 경우에도, 초석 페라이트의 석출이 억제될 수 있을 뿐만 아니라, 지열 발전을 위한 대향 지열 터빈 로터를 위한 충분한 강도 및 인성이 나타남이 명백하게 되었다.
샘플
물질
No.		 샘플 물질의 화학 조성물 (질량 %) (나머지: Fe + 불가피한 불순물들)
C Si Mn Ni Cr Mo V N
본 발명의 물질
1 0.24 0.04 1.25 0.69 2.30 0.79 0.20 0.006
2 0.23 0.11 0.61 0.90 2.25 0.79 0.20 -
3 0.24 0.15 0.86 0.75 2.26 0.80 0.20 0.009
4 0.24 0.19 0.84 0.92 2.24 0.79 0.21 -
5 0.25 0.15 1.46 0.85 2.48 0.25 0.23 -
6 0.24 0.15 1.01 0.91 2.26 0.61 0.20 -
7 0.24 0.14 1.00 0.91 2.26 0.80 0.21 -
8 0.23 0.15 0.73 0.92 2.01 0.96 0.19 0.006
9 0.24 0.15 1.29 0.90 2.24 0.60 0.20 -
10 0.22 0.15 1.28 0.75 2.25 0.61 0.28 0.010
11 0.24 0.06 1.15 0.80 2.12 0.48 0.20 0.012
12 0.24 0.14 1.05 0.88 1.62 0.50 0.27 0.008
13 0.23 0.15 1.02 0.90 1.85 0.61 0.16 -
14 0.23 0.15 1.00 0.80 3.12 0.64 0.22 0.013
15 0.24 018 1.77 0.44 2.56 0.62 0.31 0.012
비교 물질
16 0.25 0.23 0.81 0.90 2.16 0.79 0.13 -
17 0.24 0.15 1.40 0.90 2.01 0.08 0.19 0.017
18 0.23 0.15 0.48 0.90 2.25 0.61 0.37 -
19 0.13 0.10 0.84 0.75 3.55 0.68 0.21 -
20 0.23 0.14 2.03 0.70 2.24 0.60 0.14 0.006
21 0.24 0.15 1.72 0.08 2.15 0.85 0.23 0.004
22 0.30 0.07 0.77 0.35 1.15 1.30 0.21 -
23 0.24 0.02 0.80 0.90 2.24 0.81 0.20 0.007
24 0.22 0.05 1.02 0.88 2.25 1.06 0.20 -
25 0.14 0.15 1.01 1.38 2.26 0.81 0.19 0.012
26 0.33 0.15 1.12 0.88 2.24 0.58 0.20 0.010
샘플
물질
No.		 담금질 평가 기계적인 특성
초석 페라이트 T.S.
(MPa)		 FATT
(℃)
없음 있음
본 발명의 물질
1 ○ - 837 11
2 ○ - 855 19
3 ○ - 849 16
4 ○ - 850 17
5 ○ - 770 -17
6 ○ - 822 -2
7 ○ - 846 15
8 ○ - 851 22
9 ○ - 816 -5
10 ○ - 817 1
11 ○ - 813 4
12 ○ - 854 24
13 ○ - 852 18
14 ○ - 763 -20
15 ○ - 784 -15
비교 물질
16 - ○ 816 60
17 ○ - 714 -9
18 - ○ 858 65
19 - ○ 768 52
20 ○ - 735 -4
21 - ○ 805 61
22 - ○ 804 64
23 - ○ 814 58
24 ○ - 840 17
25 ○ - 711 -15
26 ○ - 817 41
다음으로, 본 발명의 물질 No.1 내지 10 및 비교 물질 No.22 내지 26 각각은 문서(Tetsu-to-Hagane, No. 54(1995), Vol. 81, "Effect of Alloying Elements on Macrosegregation of Super Clean CoMoV Steel", P.82)에 서술된 바와 같은 8 ton 사형을 사용하여 동일한 테스트가 적용되었고, 그에 따라 대형 강괴의 중심부의 C 농도가 시뮬레이션되었다. 본 발명의 물질 No.1 내지 10 및 비교 물질 No.22 내지 26 각각의 화학 조성물을 갖는 용강은 전기 퍼니스 및 보조 정련 퍼니스에 의해 8 ton의 양으로 만들어졌고, 용강은 840 mm의 직경 및 1,015 mm의 높이를 갖는 본체 및 1,030 mm 및600 mm의 높이를 갖는 공급기 헤드로 구성되는 사형 내에서 캐스팅(casting)되었다. 강괴를 고형화한 후, 강괴는 길이 방향으로 중심부 상에서 절단되었다. 8 ton 사형 강괴의 고형화 시간은 실질적으로 100 tone 다이 캐스트 물질에 대응한다. 표 3은 공급기 헤드 하에서 8 ton 강괴에 대한 중심부의 C 농도(질량 %)를 도시한다. 대향 강괴에서는 고형화 시간이 느리기 때문에, 공급기 헤드의 측 상에서 강괴에 대한 중심부의 C 농도는 현저하게 증가하고, C 농도가 특정 값 또는 그보다 큰 경우, 냉각 시 담금질 균열이 쉽게 생성된다. 실험적으로, 담금질 균열이 생성되는 C 농도는 0.38 %로 알려져 있으며, C 농도가 이 값보다 낮은 한, 담금질 균열은 발생하지 않는다. 본 발명의 물질 No.1 내지 10 각각의 중심부의 C 농도는 비교 물질 No.22 내지 24 및 26 각각의 중심부의 C 농도보다 명백하게 낮았다. 다시 말해, 본 발명의 물질에서, 대향 강괴의 중심부에서의 C 농도의 증가는 억제되고, 보다 큰 대형 터빈 로터에 적합한 대형 강괴가 제조될 수 있음이 명백해졌다.
샘플
물질
No.		 C 농도
(질량 %)
본 발명의 물질
1 0.373
2 0.362
3 0.369
4 0.363
5 0.323
6 0.358
7 0.370
8 0.375
9 0.356
10 0.344
비교 물질
22 0.398
23 0.393
24 0.409
25 0.363
26 0.387
표 4는 본 발명에 따른 샘플 물질 각각의 내식성 및 SCC 저항성 테스트를 수행함으로써 획득된 결과를 도시한다. 내식성 테스트를 위해, 15 X 25 X 4 mm의 시류가 사용되었다. 내식성 테스트는 700 시간 동안 가속 환경으로서 24 ℃ ± 1.7 ℃에서 첨가된 5 % 아세트산을 갖는 황화수소 포화 수용액에서 수행되었다.
SCC 저항성 테스트는 국제 표준 NACE(National Association of Corrosion Engineers)의 TM0177의 방법 B(3점 벤딩 SCC 테스트 방법)에 따라 700 시간 동안 수행되었다. Sc 값은 시료 치수, 영률(Young's modulus), 하중 응력, 테스트 수 등이 고려되는 동시에 SCC 민감도를 표현하는 지수이며, 더 높은 Sc 값은 더 낮은 SCC 민감도, 그리고 더 높은 SCC 저항성을 의미한다.
표 4에 도시된 바와 같이, 안정된 부식도와 같이, 본 발명의 물질은 비교 물질 No.17, 20, 21 및 26과 비교하여 더 나은 내식성을 갖는 것을 주목할 수 있다. 또한, SCC 저항성과 같이, 본 발명의 물질은 비교 물질 No.16, 17, 20, 21, 25 및26과 비교하여 더 나은 SCC 저항성을 나타냈다.
지열 발전을 위한 대형 터빈 로터에서, 모든 기계적인 특성, 내식성, SCC 저항성, 분리 저항성 및 경화능이 만족되는 것이 필요하다. 비교 물질은 지열 발전을 위한 대형 터빈 로터를 위한 단조를 위해 필요한 요구되는 특성이 일부를 만족시켰지만, 요구되는 모든 특성을 만족시키지는 못하였다. 예컨대, 비교 물질 No.24는 인장 강도에서 만족하였고, FATT의 관점에서 본 발명의 물질과 동일하지만, 분리 저항성을 만족시키지 못하였고; 비교 물질 No.25는 분리 저항성의 관점에서 본원 발명과 동일하였지만, 인장 강도의 관점에서 목표를 만족시키지 못하였고, 또한 SCC 저항성이 낮았다. 반면에, 본 발명의 물질은 필요한 모든 특성을 만족시켰고, 따라서 본 발명의 물질은 부식 환경 하에서 사용되는 지열 발전을 위한 대형 터빈 로터에 적용하기 적합하다는 것에 주목할 수 있다.
샘플 물질
No.		 안정된 부식률
(mm/y)		 SCC (Stress corrosion cracking resistance) 저항성
민감도 값 (Sc 값)
본 발명의 물질
1 0.01761 6.9
2 0.01746 7.3
3 0.01735 7.4
4 0.01739 7.2
5 0.01827 6.0
6 0.01743 7.3
7 0.01742 7.2
8 0.01598 7.5
9 0.01914 6.7
10 0.01928 6.8
11 0.01870 6.6
12 0.01832 6.3
13 0.01854 6.5
14 0.01791 7.3
15 0.01965 6.6
비교 물질
16 0.01869 5.9
17 0.02012 4.9
18 0.01787 6.0
19 0.01860 7.3
20 0.02029 4.8
21 0.02140 5.6
22 0.01763 6.4
23 0.01757 6.3
24 0.01822 6.5
25 0.01891 4.6
26 0.03725 4.5
다음으로, 강도 및 인성에 대한 결정 입도의 영향이 조사되었다.
샘플 물질 No.1 내지 10의 강괴가 예에서 언급된 테스트 물질로서 사용되었다. 단조 후, 강괴 각각은 불림, 담금질 및 템퍼링을 포함하는 열처리에 적용되었고, 그에 따라 다양한 결정 입도를 갖는 샘플 물질을 획득하였다. 결정 입도 번호는 JIS-G0551의 비교 방법(강에 대한 오스테나이트 결정 입도 테스팅 방법)에 의해 측정된 것과 같다. 부수적으로, 샘플 물질 각각에서, 불림 조건은 결정 입도를 변화시키도록 달라졌고, 그 후, 담금질 및 템퍼링은, 상온에서 인장 강도가 800 내지 860 MPa인 방식과 같은 본 발명의 범위로부터 벗어남 없는 조건 하에서 모든 샘플 물질에 대해 수행되었다. 획득된 샘플 물질 각각은 미세조직 관찰, 샤프리 충격 테스트에 적용되었고, 그에 따라 초석 페라이트의 존재 여부 및 FATT가 평가되었다.
그 결과는 도 5에 도시되었다. 결정 입도 번호 3 내지 7을 갖는 샘플 물질은 초석 페라이트가 석출되지 않았고, FATT가 목표에 만족되었다. 반면에, 7을 초과하는 결정 입도 번호를 갖는 샘플 물질은 초석 페라이트가 검출되었고, 인성이 감소하였다. 또한, 3보다 작은 결정 입도 번호를 갖는 샘플 물질은 FATT가 목표에 만족되지 않았다. 전술한 것으로부터 본 발명의 물질은 결정 입도 번호를 최적화함에 따라 담금질 시 초석 페라이트의 석출이 억제되고, 훌륭한 강도 및 인성이 획득되는 것을 주목할 수 있다.
샘플 물질 No. 결정 입도 번호 초석 페라이트의 존재 여부 FATT
(℃)
있음 없음
본 발명의 물질
1 3.3 - ○ 33
2 6.5 - ○ -14
3 4.2 - ○ 16
4 3.8 - ○ 27
5 3.2 - ○ 37
6 6.4 - ○ -16
7 4.1 - ○ 18
8 5.7 - ○ -4
9 3.6 - ○ 26
10 6.8 - ○ -18
비교 물질
1 2.8 - ○ 44
2 7.1 ○ - 58
3 2.8 - ○ 43
4 7.5 ○ - 53
5 2.4 - ○ 56
6 2.6 - ○ 43
7 7.1 ○ - 57
8 2.5 - ○ 48
9 7.3 ○ - 46
10 7.2 ○ - 59
다음으로, 강도 및 인성에 대한 담금질 조건 및 템퍼링 조건의 영향이 검사되었다.
샘플 물질 No.6의 강괴는 예에서 언급된 테스트 물질로 사용되었다. 단조 후, 실제 대향 터빈 로터를 가정하여 결정 입도를 재현하기 위해, 결정 조대화 처리가 2 시간 동안 1,200 ℃에서 수행되었고, 그 후 예비 열처리로서 1,100 ℃에서 불림 및 620 ℃에서 템퍼링이 수행되었다. 최종적인 단조된 물질은 표 6에 도시된 열처리에 적용되었고, 그 후 미세조직 관찰, 인장 시험 및 샤르피 충격 테스트가 적용되었고, 그에 따라 초석 페라이트의 존재 여부, 인장 강도 및 FATT가 평가되었다. 그 결과는 또한 도 6에 도시되었다. 부수적으로, 표 6에서, 담금질 시 냉각 속도는 담금질 온도로부터 상온까지의 냉각 속도이다.
표 6에 도시된 바와 같이, 샘플 물질은 920 내지 940 ℃의 담금질 온도에서의 열처리, 60 ℃/hr의 담금질 시 냉각 속도 및 630 내지 680 ℃의 템퍼링 온도에 적용되었고, 초석 페라이트는 검출되지 않았고, 인장 강도 및 FATT는 다른 열처리 조건 하에서 획득된 것보다 훨씬 좋음에 주목할 수 있다. 전술한 것으로부터, 본 발명에 따른 지열 발전 터빈 로터용 저합금강은, 열처리 조건을 최적화함으로써, 담금질 시 초석 페라이트의 석출이 억제되고, 훌륭한 강도 및 인성이 획득됨에 주목할 수 있다.
담금질 조건 템퍼링 조건
(온도 x 시간)		 초석 페라이트 인장 강도(MPa) FATT (℃)
담금질 온도 및 시간 담금질 시 냉각 속도 없음 있음
본 발명의 물질
(샘플 No.6)		 890 ℃,
3hr		 40 ℃/hr 580 ℃, 20 hr - ○ 681 70
630 ℃, 20 hr - ○ 772 60
680 ℃, 20 hr - ○ 729 48
730 ℃, 20 hr - ○ 652 46
60 ℃/hr 580 ℃, 20 hr - ○ 702 73
630 ℃, 20 hr - ○ 796 62
680 ℃, 20 hr - ○ 752 46
730 ℃, 20 hr - ○ 672 32
920 ℃,
3hr		 40 ℃/hr 580 ℃, 20 hr - ○ 701 72
630 ℃, 20 hr - ○ 805 62
680 ℃, 20 hr - ○ 764 51
730 ℃, 20 hr - ○ 687 47
60 ℃/hr 580 ℃, 20 hr ○ - 723 31
630 ℃, 20 hr ○ - 830 -3
680 ℃, 20 hr ○ - 788 -14
730 ℃, 20 hr ○ - 708 -24
940 ℃,
3hr		 40 ℃/hr 580 ℃, 20 hr - ○ 719 49
630 ℃, 20 hr - ○ 824 64
680 ℃, 20 hr - ○ 783 57
730 ℃, 20 hr - ○ 709 50
60 ℃/hr 580 ℃, 20 hr ○ - 741 32
630 ℃, 20 hr ○ - 849 10
680 ℃, 20 hr ○ - 807 -3
730 ℃, 20 hr ○ - 731 -15
960 ℃,
3hr		 40 ℃/hr 580 ℃, 20 hr - ○ 715 58
630 ℃, 20 hr - ○ 736 101
680 ℃, 20 hr - ○ 777 64
730 ℃, 20 hr - ○ 695 60
60 ℃/hr 580 ℃, 20 hr ○ - 747 88
630 ℃, 20 hr ○ - 882 73
680 ℃, 20 hr ○ - 822 53
730 ℃, 20 hr ○ - 737 38

Claims (14)

  1. 지열 발전 터빈 로터용 저합금강에 있어서,
    0.15 내지 0.30 %(이하, %는 질량 %를 나타냄)의 C;
    0.03 내지 0.2 %의 Si;
    0.5 내지 2.0 %의 Mn;
    0.1 내지 1.3 %의 Ni;
    1.5 내지 2.48 %의 Cr;
    0.1 내지 1.0 %의 Mo; 및
    0.15 초과 0.35 % 이하의 V를 포함하고,
    나머지 성분으로서 Fe 및 불가피한 불순물을 가지며,
    Sc 값(SCC 저항성 민감도 값)이 6.0 이상인 것을 특징으로 하는 지열 발전 터빈 로터용 저합금강.
  2. 제 1 항에 있어서,
    상기 저합금강은,
    1.5 내지 2.30 %의 Cr이며,
    상기 Sc 값이 6.3 이상인 것을 특징으로 하는 지열 발전 터빈 로터용 저합금강.
  3. 제 2 항에 있어서,
    상기 저합금강은 813 내지 860 MPa의 인장 강도를 갖는 저합금 물질을 포함하는 것을 특징으로 하는 지열 발전 터빈 로터용 저합금강.
  4. 제 2 항에 있어서,
    상기 저합금강은,
    1.62 내지 2.30 %의 Cr인 것을 특징으로 하는 지열 발전 터빈 로터용 저합금강.
  5. 제 1 항에 있어서,
    상기 저합금강은,
    3 내지 7의 결정 입도 번호를 갖는 저합금 물질을 포함하는 것을 특징으로 하는 지열 발전 터빈 로터용 저합금강.
  6. 제 5 항에 있어서,
    상기 저합금강은,
    3.2 내지 6.8의 결정 입도 번호를 갖는 저합금 물질을 포함하는 것을 특징으로 하는 지열 발전 터빈 로터용 저합금강.
  7. 제 1 항에 있어서,
    상기 저합금강은,
    0.25 내지 0.96 %의 Mo인 것을 특징으로 하는 지열 발전 터빈 로터용 저합금강.
  8. 제 7 항에 있어서,
    상기 저합금강은,
    0.1 내지 0.48 %의 Mo인 것을 특징으로 하는 지열 발전 터빈 로터용 저합금강.
  9. 제 1 항에 있어서,
    상기 저합금강은 본질적으로 금속 조직 구조 내에 초석 페라이트가 존재하지 않는 저합금 물질을 포함하는 것을 특징으로 하는 지열 발전 터빈 로터용 저합금강.
  10. 제 1 항에 있어서,
    0.005 내지 0.015 %의 N을 더 포함하는 것을 특징으로 하는 지열 발전 터빈 로터용 저합금강.
  11. 제 1 항 내지 제 10 항 중 어느 한 항에 따른 저합금강의 품질 열처리에 의해 획득되는 지열 발전 터빈 로터용 저합금 물질에 있어서,
    상기 저합금강은 40 ℃보다 높지 않은 파면 천이 온도를 갖는 저합금 물질을 포함하는 것을 특징으로 하는 지열 발전 터빈 로터용 저합금 물질.
  12. 지열 발전 터빈 로터용 저합금 물질을 제조하는 방법에 있어서,
    담금질 단계; 로서, 제 1 항 내지 제 10 항 중 어느 한 항에 따른 조성물을 갖는 강괴를 고온 단조하는 단계; 900 내지 950 ℃범위의 온도에서 상기 고온 단조된 강괴의 물질을 가열하는 단계; 및 상기 가열된 물질의 중심부에서 60 ℃또는 그보다 높은 냉각 속도로 담금질을 수행하는 단계를 포함하며,
    상기 담금질 단계 후, 600 내지 700 ℃범위의 온도에서 상기 담금질된 물질을 가열하는 템퍼링 단계;를 포함하는 것을 특징으로 하는 지열 발전 터빈 로터용 저합금 물질 제조 방법.
  13. 제12 항에 있어서,
    상기 저합금 물질 제조 방법은, 발전기 부재의 단조강 물질을 위해 사용되는 것을 특징으로 하는 지열 발전 터빈 로터용 저합금 물질 제조 방법.
  14. 제12 항에 있어서,
    상기 강괴는 10 ton 또는 그보다 큰 질량을 갖는 강인 것을 특징으로 하는 지열 발전 터빈 로터용 저합금 물질 제조 방법.
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