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KR101908819B1 - 저온에서의 파괴 개시 및 전파 저항성이 우수한 고강도 강재 및 그 제조방법 - Google Patents

저온에서의 파괴 개시 및 전파 저항성이 우수한 고강도 강재 및 그 제조방법 Download PDF

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KR101908819B1
KR101908819B1 KR1020160178103A KR20160178103A KR101908819B1 KR 101908819 B1 KR101908819 B1 KR 101908819B1 KR 1020160178103 A KR1020160178103 A KR 1020160178103A KR 20160178103 A KR20160178103 A KR 20160178103A KR 101908819 B1 KR101908819 B1 KR 101908819B1
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Abstract

본 발명의 일 측면은 중량%로, C: 0.01~0.07%, Si: 0.002~0.2%, Mn: 1.7~2.5%, Sol.Al: 0.001~0.035%, Nb: 0.03% 이하(0%는 제외), V: 0.01% 이하(0%는 제외), Ti: 0.001~0.02%, Cu: 0.01~1.0%, Ni: 0.01~2.0%, Cr: 0.01~0.5%, Mo: 0.001~0.5%, Ca: 0.0002~0.005%, N: 0.001~0.006%, P: 0.02% 이하(0%는 제외), S: 0.003% 이하(0%는 제외), O: 0.0025% 이하(0%는 제외), 나머지 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하며, 하기 관계식 1을 만족하고, 미세조직은 폴리고날 페라이트와 침상형 페라이트를 그 합계로 30면적% 이상 포함하며, MA상(마르텐사이트-오스테나이트 복합상)을 3.0면적% 이하로 포함하는 저온에서의 파괴 개시 및 전파 저항성이 우수한 고강도 강재에 관한 것이다.
관계식 1: 5*C + Si + 10*sol.Al ≤ 0.5
(상기 관계식 1에서 각 원소 기호는 각 원소 함량을 중량%로 나타낸 값이다.)

Description

저온에서의 파괴 개시 및 전파 저항성이 우수한 고강도 강재 및 그 제조방법{HIGH STRENGTH STEEL HAVING EXCELLENT FRACTURE INITIATION RESISTANCE AND FRACTURE ARRESTABILITY IN LOW TEMPERATURE, AND METHOD FOR MANUFACTURING THE SAME}
본 발명은 조선해양 구조용 강재에 바람직하게 적용될 수 있는 저온에서의 파괴 개시 및 전파 저항성이 우수한 고강도 강재 및 그 제조방법에 관한 것이다.
에너지 자원의 고갈로 자원의 채굴이 점차 심해지역이나 극한 한랭지역으로 이동하고 있으며, 이에 따라 채굴 및 저장 설비가 대형화, 복잡화되고 있다. 따라서, 사용되는 강재는 더욱 두꺼워지고 있으며, 구조물의 중량을 줄이기 위해 고강도화 되는 추세이다.
강재가 두꺼워지고 고강도화 됨에 따라서, 합금성분 첨가량은 증가하고 있으며, 다량의 합금성분 첨가는 용접 제작과정에서 인성을 저하시키는 문제점을 발생시킨다.
용접 열영향부의 인성이 열화되는 이유는 하기와 같다.
용접시 1200℃ 이상의 고온에 노출되는 열영향부는 높은 온도로 인해 미세조직이 조대화 될 뿐만 아니라, 이후의 빠른 냉각속도로 인해서 경한 저온조직이 증가하여 저온에서의 인성이 열화된다. 또한, 여러 패스의 용접에 의해 열영향부는 다양한 온도변화 이력을 겪게 되는데, 특히, 최종 패스가 오스테나이트-페라이트 이상역 온도 구간을 지나게 되는 부위에서는 승온시 오스테나이트가 역변태되어 생성되고, 주위의 C 이 집적되어 농화되는 현상이 나타난다. 이후의 냉각에서는 높아진 경화능으로 인해 일부는 고경도의 마르텐사이트로 변태하거나, 오스테나이트로 남게 된다. 이를 MA상(마르텐사이트-오스테나이트 복합상) 또는 도상 마르텐사이트라 부른다. 높은 경도를 가진 MA상은 모양이 날카로워 응력집중을 크게 할 뿐 아니라, 높은 경도로 인해 주변의 연질의 페라이트 기지의 변형을 집중시켜 파괴의 기점으로 작용한다. 따라서, 저온에서의 파괴 개시 및 전파 저항성을 높이기 위해서는 우선적으로 용접 열영향부에 MA 생성을 최소화시켜야 한다. 더욱이 사용환경 온도가 극지와 같이 낮아질수록 파괴 개시 및 전파가 더욱 용이하게 되므로, MA상을 더욱 억제할 필요성이 있다.
상술한 문제점을 해결하기 위하여 ①강재 내에 미세한 개재물을 생성시켜 용접 열영향부가 고온에서 조대화된 이후의 냉각과정에서 개재물에 의해 치밀한 침상 페라이트가 형성되도록 함과 동시에 MA상을 억제하는 방법(일반적으로 Oxide metallurgy 라고 함), ②이상역으로의 가열시 발생하는 오스테나이트의 안정도를 높여서 MA상 발생을 조장하는 원소인 C, Si, Mn, Mo, Sol.Al, Nb 등의 첨가량을 감소시키는 방법, ③침상형 페라이트 또는 각종 베이나이트에 페라이트 기지의 저온 인성을 향상시키는 원소인 Ni 함량을 크게 증가시키는 방법, ④용접 열영향부를 용접 이후에 200~650℃로 재가열하여, 생성된 MA상을 분해시켜 경도를 낮추는 방법 등이 개발되었다.
그러나, 점차 구조물이 대형화되고 있으며, 사용환경이 극지환경으로 변화함에 따라, 상술한 종래의 방법을 단순하게 적용하여서는 저온에서의 파괴 개시 및 전파 저항성을 충분히 확보하기 어려운 문제점이 있다.
따라서, 저온에서의 파괴 개시 및 전파 저항성이 더욱 향상된 고강도 강재 및 그 제조방법에 대한 개발이 요구되고 있는 실정이다.
한국 공개 특허공보 제2002-0028203호
본 발명의 일 측면은 저온에서의 파괴 개시 및 전파 저항성이 우수한 고강도 강재 및 그 제조방법을 제공하기 위함이다.
한편, 본 발명의 과제는 상술한 내용에 한정하지 않는다. 본 발명의 과제는 본 명세서의 내용 전반으로부터 이해될 수 있을 것이며, 본 발명이 속하는 기술분야에서 통상의 지식을 가지는 자라면 본 발명의 부가적인 과제를 이해하는데 아무런 어려움이 없을 것이다.
본 발명의 일 측면은 중량%로, C: 0.01~0.07%, Si: 0.002~0.2%, Mn: 1.7~2.5%, Sol.Al: 0.001~0.035%, Nb: 0.03% 이하(0%는 제외), V: 0.01% 이하(0%는 제외), Ti: 0.001~0.02%, Cu: 0.01~1.0%, Ni: 0.01~2.0%, Cr: 0.01~0.5%, Mo: 0.001~0.5%, Ca: 0.0002~0.005%, N: 0.001~0.006%, P: 0.02% 이하(0%는 제외), S: 0.003% 이하(0%는 제외), O: 0.0025% 이하(0%는 제외), 나머지 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하며, 하기 관계식 1을 만족하고,
미세조직은 폴리고날 페라이트와 침상형 페라이트를 그 합계로 30면적% 이상 포함하며, MA상(마르텐사이트-오스테나이트 복합상)을 3.0면적% 이하로 포함하는 저온에서의 파괴 개시 및 전파 저항성이 우수한 고강도 강재에 관한 것이다.
관계식 1: 5*C + Si + 10*sol.Al ≤ 0.5
(상기 관계식 1에서 각 원소 기호는 각 원소 함량을 중량%로 나타낸 값이다.)
또한, 본 발명의 다른 일 측면은 상술한 합금조성을 만족하는 슬라브를 준비하는 단계;
상기 슬라브를 1000~1200℃로 가열하는 단계;
상기 가열된 슬라브를 650℃ 이상에서 마무리 열간압연하여 열연강판을 얻는 단계; 및
상기 열연강판을 냉각하는 단계;를 포함하는 저온에서의 파괴 개시 및 전파 저항성이 우수한 고강도 강재의 제조방법에 관한 것이다.
덧붙여 상기한 과제의 해결수단은, 본 발명의 특징을 모두 열거한 것은 아니다. 본 발명의 다양한 특징과 그에 따른 장점과 효과는 아래의 구체적인 실시형태를 참조하여 보다 상세하게 이해될 수 있다.
본 발명에 의하면, 저온에서의 파괴 개시 및 전파 저항성이 획기적으로 향상된 강재 및 그 제조방법을 제공할 수 있는 효과가 있다.
도 1은 발명예 1~3, 비교예 1, 2, 7 및 8 에 대한 관계식 1 값에 따른 MA상 분율(실선) 및 연성-취성 천이온도(점선)의 변화를 나타낸 그래프이다.
도 2는 발명예 1의 미세조직을 광학현미경으로 촬영한 사진이다.
도 3은 비교예 2의 미세조직을 광학현미경으로 촬영한 사진이다.
이하, 본 발명의 바람직한 실시 형태들을 설명한다. 그러나, 본 발명의 실시형태는 여러 가지 다른 형태로 변형될 수 있으며, 본 발명의 범위가 이하 설명하는 실시 형태로 한정되는 것은 아니다. 또한, 본 발명의 실시형태는 당해 기술분야에서 평균적인 지식을 가진 자에게 본 발명을 더욱 완전하게 설명하기 위해서 제공되는 것이다.
본 발명자들은 저온에서의 파괴 개시 및 전파 저항성이 더욱 향상시키기 위하여 깊이 연구한 결과, 합금원소, 특히 C, Si 및 Sol.Al의 상관 관계를 정밀하게 제어함으로써 강재의 미세조직이 폴리고날 페라이트와 침상형 페라이트를 그 합계로 30면적% 이상 포함하며, MA상(마르텐사이트-오스테나이트 복합상)을 3.0면적% 이하로 포함하도록 할 수 있으며, 이에 따라 저온에서의 파괴 개시 및 전파 저항성을 획기적으로 향상시킬 수 있음을 발견하고 본 발명을 완성하기에 이르렀다.
저온에서의 파괴 개시 및 전파 저항성이 우수한 고강도 강재
이하, 본 발명의 일 측면에 따른 저온에서의 파괴 개시 및 전파 저항성이 우수한 고강도 강재에 대하여 상세히 설명한다.
본 발명의 일 측면에 따른 저온에서의 파괴 개시 및 전파 저항성이 우수한 고강도 강재는 중량%로, C: 0.01~0.07%, Si: 0.002~0.2%, Mn: 1.7~2.5%, Sol.Al: 0.001~0.035%, Nb: 0.03% 이하(0%는 제외), V: 0.01% 이하(0%는 제외), Ti: 0.001~0.02%, Cu: 0.01~1.0%, Ni: 0.01~2.0%, Cr: 0.01~0.5%, Mo: 0.001~0.5%, Ca: 0.0002~0.005%, N: 0.001~0.006%, P: 0.02% 이하(0%는 제외), S: 0.003% 이하(0%는 제외), O: 0.0025% 이하(0%는 제외), 나머지 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하며, 하기 관계식 1을 만족하고,
미세조직은 폴리고날 페라이트와 침상형 페라이트를 그 합계로 30면적% 이상 포함하며, MA상(마르텐사이트-오스테나이트 복합상)을 3.0면적% 이하로 포함한다.
관계식 1: 5*C + Si + 10*sol.Al ≤ 0.5
(상기 관계식 1에서 각 원소 기호는 각 원소 함량을 중량%로 나타낸 값이다.)
먼저, 본 발명 강재의 합금조성에 대하여 상세히 설명한다. 이하 각 원소 함량의 단위는 중량%이다.
C: 0.01~0.07%
C는 침상형 페라이트 또는 래쓰(lath) 베이나이트를 형성시켜 강도와 인성을 동시에 확보하는데 중요한 역할을 하는 원소이다.
C 함량이 0.01% 미만인 경우에는 C의 확산이 거의 없이 조대한 페라이트 조직으로 변태하여, 강재의 강도와 인성이 저하될 수 있는 문제점이 있다. 반면에, C 함량이 0.07% 초과인 경우에는 MA상이 과도하게 생성될 뿐만 아니라, 조대한 MA상이 형성되어 저온에서의 파괴 개시 저항성을 크게 열화 시킬 수 있는 문제점이 있다.
Si: 0.002~0.2%
Si은 일반적으로 탈산, 탈황 효과와 더불어 고용 강화의 목적으로 첨가되는 원소이다. 그러나 항복 및 인장강도를 증가시키는 효과는 미미한 반면에, 용접 열영향부에서 오스테나이트의 안정성을 크게 높여 MA상의 분율을 증가시킴에 따라 저온에서의 파괴 개시 저항성을 크게 열화 시킬 수 있는 문제점이 있어 본 발명에서는 0.2% 이하로 제한하는 것이 바람직하다. 다만 Si 함량을 0.005% 미만으로 제어하기 위해서는 제강공정에서의 처리 시간이 크게 늘어 생산비용이 증가하고, 생산성이 떨어지는 문제가 있으므로 Si 함량의 하한은 0.002%인 것이 바람직하다.
Mn: 1.7~2.5%
Mn은 고용강화에 의한 강도 증가효과가 크고, 저온에서의 인성 감소가 크지 않으므로 1.7% 이상 첨가한다. 보다 바람직하게는 강도를 충분히 확보하기 위하여 1.8% 이상 첨가할 수 있다.
하지만, Mn이 과다하게 첨가되면 강판의 두께방향 중심부에 편석이 심해지며, 동시에 편석된 S와 함께 비금속 개재물인 MnS의 형성을 조장한다. 중심부에 생성된 MnS 개재물은 이후의 압연에 의해 연신되어 결과적으로 저온에서의 파괴개시 및 전파저항성을 크게 저하시키므로 Mn 함량의 상한은 2.5%인 것이 바람직하다.
Sol.Al: 0.001~0.035%
Sol.Al은 Si, Mn와 더불어 제강 공정에서 강력한 탈산제로 사용되며, 단독 또는 복합 탈산시에 최소한 0.001% 이상을 첨가하여야 이러한 효과를 충분히 얻을 수 있다.
하지만, Sol.Al 함량이 0.035% 초과인 경우에는 상술한 효과가 포화되고, 탈산의 결과물로 생성되는 산화성 개재물 중의 Al2O3의 분율이 필요 이상으로 증가하여 개재물의 크기는 조대해지고, 정련 중에 잘 제거가 되지 않아 강재의 저온 인성을 크게 감소시키는 문제가 발생한다. 또한, Si과 유사하게 용접 열영향부에서 MA상의 생성을 촉진하여 저온에서의 파괴개시 및 전파저항성을 크게 저하시킬 수 있다.
따라서 Sol.Al 함량은 0.001~0.035%인 것이 바람직하다.
Nb: 0.03% 이하(0%는 제외)
Nb은 슬라브 재가열시 오스테나이트에 고용되어 오스테나이트의 경화능을 증대시키고, 열간 압연시에 미세한 탄질화물 (Nb,Ti)(C,N)로 석출되어 압연이나 냉각 중의 재결정을 억제하여 최종 미세조직을 미세하게 만드는 효과가 매우 큰 원소이다. 그러나, Nb가 지나치게 다량으로 첨가되면 용접 열영향부에서 MA상의 생성을 촉진하여 저온에서의 파괴개시 및 전파저항성을 크게 저하시키므로, 본 발명에서 Nb 함량은 0.03% 이하(0% 제외)로 제한한다.
V: 0.01% 이하(0%는 제외)
V은 슬라브 재가열시 거의 모두가 재고용되어 압연 후 냉각 중에 대부분 석출하여 강도를 향상시키나, 용접 열영향부에서는 고온에서 용해되어 경화능을 크게 높여 MA상의 생성을 촉진시킨다. 따라서 본 발명에서 V 함량은 0.01% 이하(0% 제외)로 제한한다.
Ti: 0.001~0.02%
Ti는 고온에서 주로 미세한 TiN 형태의 육각면체의 석출물로 존재하거나, Nb 등과 같이 첨가하면 (Ti,Nb)(C,N) 석출물을 형성하여 모재와 용접 열영향부의 결정립 성장을 억제하는 효과가 있다.
상술한 효과를 충분히 확보하기 위해서는 Ti를 0.001% 이상 첨가하는 것이 바람직하며, 그 효과를 극대화하기 위해서는 첨가된 N의 함량에 맞추어 증가시키는 것이 좋다. 반면에, Ti 함량이 0.02% 초과인 경우에는 필요 이상으로 조대한 탄질화물이 생성되어 파괴 균열의 개시점으로 작용하여 오히려 용접 열영향부의 충격특성을 크게 감소시킬 수 있다. 따라서 Ti 함량은 0.001~0.02%인 것이 바람직하다.
Cu: 0.01~1.0%
Cu는 파괴개시 및 전파저항성을 크게 해하지 않으면서, 고용 및 석출에 의해 강도를 크게 향상시킬 수 있는 원소이다.
Cu 함량이 0.01% 미만인 경우에는 상술한 효과가 불충분하다. 반면에 Cu 함량이 1.0% 초과인 경우에는 강판의 표면에 크랙을 유발할 수 있고, Cu는 고가의 원소로서 원가 상승의 문제점이 발생한다.
Ni: 0.01~2.0%
Ni은 강도 증대 효과는 거의 없으나, 저온에서의 파괴개시 및 전파저항성 향상에 효과적이고, 특히 Cu를 첨가하는 경우에 슬라브를 재가열시 발생하는 선택적 산화에 의한 표면 크랙을 억제하는 효과를 가진다.
Ni 함량이 0.01% 미만인 경우에는 상술한 효과가 불충분하다. 반면에 Ni는 고가의 원소로서 그 함량이 2.0% 초과인 경우에는 원가 상승의 문제점이 있다.
Cr: 0.01~0.5%
Cr은 고용에 의한 항복 및 인장 강도를 증대시키는 효과는 작으나, 높은 경화능으로 인해서 후물재를 느린 냉각속도에서도 미세한 조직이 생성되도록 하여 강도와 인성을 향상시키는 효과가 있다.
Cr 함량이 0.01% 미만인 경우에는 상술한 효과가 불충분하다. 반면에 Cr 함량이 0.5% 초과인 경우에는 비용이 증가할 뿐 아니라 용접 열영향부의 저온인성을 열위하게 할 수 있다.
Mo: 0.001~0.5%
Mo는 가속냉각 과정에서의 상변태를 지연시켜 결과적으로 강도를 크게 증가시키는 효과가 있고, P 등의 불순물의 입계 편석에 의한 인성 저하를 방지하는 효과를 가진 원소이다.
Mo 함량이 0.001% 미만인 경우에는 상술한 효과가 불충분하다. 반면에, Mo 함량이 0.5% 초과인 경우에는 높은 경화능으로 인해, 용접 열영향부에서 MA상의 생성을 촉진하여 저온에서의 파괴개시 및 전파저항성을 크게 저하시킬 수 있다.
Ca: 0.0002~0.005%
제강중인 용강에 Ca을 Al 탈산한 후에 첨가하면, 주로 MnS 로 존재하게 되는 S와 결합하여, MnS 생성을 억제함과 동시에 구상의 CaS를 형성하여 강재의 중심부 균열 크랙을 억제하는 효과를 발휘한다. 따라서 본 발명에서는 첨가된 S를 충분히 CaS로 형성시키기 위해 Ca를 0.0002% 이상으로 첨가하여야 한다.
그러나 Ca 첨가량이 과다하게 되면, 잉여의 Ca가 O와 결합하여 조대하고 경질의 산화성 개재물을 형성하여 이후의 압연에서 연신, 파절되어 저온에서의 균열 개시점으로 작용하게 된다. 따라서 Ca 함량의 상한은 0.005%인 것이 바람직하다.
N: 0.001~0.006%
N는 첨가된 Nb, Ti 및 Al과 함께 석출물을 형성하여 강의 결정립을 미세화시켜 모재의 강도와 인성을 향상시키는 원소이다. 하지만, 과도한 첨가시에는 잉여의 원자상태로 존재하여 냉간 변형 후의 시효현상을 일으켜 저온 인성을 감소시키는 가장 대표적인 원소로 알려져 있다. 또한, 연속주조에 의한 슬라브 제조시 고온에서의 취화로 인해 표면부 크랙을 조장하는 것으로 알려져 있다.
따라서 본 발명에서는 Ti 함량이 0.001~0.02% 인 것을 고려하여 N의 첨가량은 0.001~0.006% 범위로 한정한다.
P: 0.02% 이하(0%는 제외)
P는 강도를 증가시키는 역할을 하나, 저온 인성을 열위하게 하는 원소이다. 특히, 열처리강에 있어서 입계 편석에 의해서 저온 인성을 크게 열위하게 하는 문제점이 있다. 따라서 P를 가능한 낮게 제어하는 것이 바람직하다. 다만, 제강 공정에서 P를 과다하게 제거하는 것은 많은 비용이 소요되므로 0.02% 이하로 한정한다.
S: 0.003% 이하(0%는 제외)
S 는 Mn과 결합하여 주로 강판의 두께 방향중심부에 MnS 개재물을 생성시켜 저온 인성을 열위하게 하는 주요 원인이다. 따라서 저온에서의 변형시효 충격특성을 확보하기 위해서는 S를 제강공정에서 최대한 제거하여야 한다. 특히, 본 발명의 경우처럼 Mn의 첨가량이 1.7% 이상으로 높은 경우에는 MnS 개재물 생성이 용이하므로 S의 첨가량을 극히 낮게 유지하는 것이 바람직하다. 다만, 과다한 비용이 소요될 수 있으므로 0.003% 이하의 범위로 제한한다.
O: 0.0025% 이하(0%는 제외)
O는 제강 과정에서 Si, Mn, Al 등의 탈산제의 첨가로 산화성 개재물로 만들어 제거한다. 탈산제의 첨가량 및 개재물 제거 공정이 미흡하게 되면, 용강 중에 잔류하는 산화성 개재물의 양이 많아지며 동시에 개재물의 크기도 크게 증가하게 된다. 이렇게 제거되지 않은 조대한 산화성 개재물은 이후 강재 제조공정에서 압연공정 중에 내부에서 파쇄된 형태로 또는, 구형의 형태로 잔존하게 되고, 저온에서의 파괴의 개시점 또는 균열의 전파경로로 작용한다. 따라서, 저온에서의 충격특성 및 CTOD 특성을 확보하기 위해서는 조대한 산화성 개재물을 최대한 억제하여야 하며, 이를 위하여 O 함량을 0.0025% 이하로 한정한다.
본 발명의 나머지 성분은 철(Fe)이다. 다만, 통상의 제조과정에서는 원료 또는 주위 환경으로부터 의도되지 않는 불순물들이 불가피하게 혼입될 수 있으므로, 이를 배제할 수는 없다. 이들 불순물들은 통상의 제조과정의 기술자라면 누구라도 알 수 있는 것이기 때문에 그 모든 내용을 특별히 본 명세서에서 언급하지는 않는다.
이때, 본 발명의 합금조성은 상술한 각 원소 함량을 만족할 뿐만 아니라, C, Si 및 Sol.Al이 하기 관계식 1을 만족하여야 한다.
관계식 1: 5*C + Si + 10*sol.Al ≤ 0.5
(상기 관계식 1에서 각 원소 기호는 각 원소 함량을 중량%로 나타낸 값이다.)
상기 관계식 1은 MA상 형성에 미치는 각 원소의 영향도를 고려하여 설계된 식으로, 도 1에서 확인할 수 있듯이, 관계식 1 값의 증가에 따라 MA상의 분율(점선)이 증가하여 강재의 저온 충격특성인 연성-취성천이 온도(실선)가 증가한다. 즉, 관계식 1 값이 증가할수록 저온 인성이 감소하는 경향을 보여준다. 따라서 강재의 저온 충격특성 및 CTOD값을 충분히 확보하기 위해서는 상기 관계식 1의 값을 0.5 이하로 제어하는 것이 바람직하다.
또한, 용접부 특히 저온 CTOD값을 보증하기 위한 가장 중요한 위치인 SC-HAZ(Sub-Critically reheated Heat Affected Zone)는 용접시 온도가 이상역 온도 이하이기 때문에 모재의 미세조직이 거의 유지되고 다만 이상역 온도이므로 모재 보다 MA는 증가한 미세조직을 가지게 되므로, 상기 관계식 1 값을 0.5 이하로 제어함으로써 용접부의 저온 충격특성 및 CTOD값도 충분히 확보할 수 있다.
본 발명 강재의 미세조직은 폴리고날 페라이트와 침상형 페라이트를 그 합계로 30면적% 이상 포함하며, MA상(마르텐사이트-오스테나이트 복합상)을 3.0면적% 이하로 포함한다.
침상형 페라이트는 미세한 결정립 크기효과로 인해서 강도를 증가시킬 뿐 아니라, 저온에서 발생한 크랙의 전파를 방해하는데 가장 중요하고 기본적인 미세조직이다. 폴리고날 페라이트는 침상형 페라이트에 비해 조대하기 때문에 상대적으로 강도 증가에 대한 기여는 작으나, 낮은 전위밀도 및 고경각 입계를 가지기 때문에 저온에서의 전파를 억제하는데 큰 기여를 하는 미세조직이다.
폴리고날 페라이트와 침상형 페라이트의 합계가 30면적% 미만인 경우에는 저온에서의 균열의 개시와 전파를 억제하기 어려우며, 고강도를 확보하기 어려운 문제점이 있다. 따라서 폴리고날 페라이트와 침상형 페라이트의 합계가 30면적% 이상인 것이 바람직하며, 보다 바람직하게는 40면적% 이상, 보다 더 바람직하게는 50면적% 이상이다.
MA상은 높은 경도로 인해서 변형을 수용하지 않아 그 주위의 연질의 페라이트 기지의 변형을 집중시킬 뿐 아니라, 그 한계점 이상에서는 주변 페라이트 기지와의 계면이 분리되거나, MA상 자체가 파괴되어 균열 개시 시작점으로 작동하여, 강재의 저온 파괴 특성을 열화시키는 가장 중요한 원인이 된다. 따라서 MA상을 가능한 낮게 제어하여야 하며, 3.0 면적% 이하로 제어하는 것이 바람직하다.
이때, 상기 MA상은 원상당 직경으로 측정한 평균 크기가 2.5㎛ 이하일 수 있다. MA상의 평균 크기가 2.5㎛ 초과인 경우에는 응력이 더욱 집중되므로 MA상이 파괴되기 용이하여 균열 개시 시작점으로 작용하기 때문이다.
이때, 폴리고날 페라이트와 침상형 페라이트는 열간압연에 의해 가공경화되지 않은 것일 수 있다. 즉, 열간 압연 후에 생성된 것일 수 있다.
열간압연 온도가 낮은 경우 열간압연 마무리 전에 조대한 초석 페라이트가 생성되어 이후 압연에 의해 연신되어 가공경화가 이루어지고, 남은 오스테나이트는 밴드 형태로 잔존함과 동시에 MA 경화상의 밀도가 높은 조직으로 변태하게 되어 강재의 저온 충격특성 및 CTOD값이 저하될 수 있기 때문이다.
본 발명 강재의 미세조직은 상술한 폴리고날 페라이트, 침상형 페라이트, MA상 이외에 베이니틱 페라이트, 시멘타이트 등을 포함할 수 있다.
또한, 본 발명의 강재는 개재물을 포함하고, 크기가 10㎛ 이상인 개재물이 11개/cm2 이하일 수 있다. 상기 크기는 원상당 직경으로 측정한 크기이다.
크기가 10㎛ 이상인 개재물이 11개/cm2 초과인 경우에는 저온에서의 균열 개시점으로 작용하게 되는 문제점이 발생한다. 이와 같이 조대한 개재물을 제어하기 위해서는 2차 정련 마지막 단계에서 Ca 또는 Ca 합금을 투입한 후 3분 이상 Ar 가스로 버블링 및 환류 처리하는 것이 바람직하다.
한편, 본 발명의 강재는 항복강도가 480MPa 이상이며, -40℃에서의 충격에너지값이 200J 이상이고, -20℃에서의 CTOD값이 0.25mm 이상일 수 있다. 또한, 본 발명의 강재는 인장강도가 560MPa 이상일 수 있으며, 바람직한 인장강도는 616MPa 이상일 수 있다.
또한, 본 발명의 강재는 DBTT(연성-취성 천이온도)가 -60℃ 이하일 수 있다.
저온에서의 파괴 개시 및 전파 저항성이 우수한 고강도 강재의 제조방법
이하, 본 발명의 다른 일 측면인 저온에서의 파괴 개시 및 전파 저항성이 우수한 고강도 강재의 제조방법에 대하여 상세히 설명한다.
본 발명의 다른 일 측면인 저온에서의 파괴 개시 및 전파 저항성이 우수한 고강도 강재의 제조방법은 상술한 합금조성을 만족하는 슬라브를 준비하는 단계; 상기 슬라브를 1000~1200℃로 가열하는 단계; 상기 가열된 슬라브를 650℃ 이상에서 마무리 열간압연하여 열연강판을 얻는 단계; 및 상기 열연강판을 냉각하는 단계;를 포함한다.
슬라브 준비 단계
상술한 합금조성을 만족하는 슬라브를 준비한다.
이때, 슬라브를 준비하는 단계는, 2차 정련 마지막 단계에서 용강에 Ca 또는 Ca 합금을 투입하는 단계; 및 상기 Ca 또는 Ca 합금을 투입한 후 3분 이상 Ar 가스로 버블링 및 환류 처리하는 단계;를 포함할 수 있다. 이는 조대한 개재물을 제어하기 위함이다.
슬라브 가열 단계
상기 슬라브를 1000~1200℃로 가열한다.
슬라브 가열 온도가 1000℃ 미만인 경우에는 연주 중 슬라브 내에 생성된 탄화물 등의 재고용이 어려우며, 편석된 원소의 균질화 처리가 미흡하게 된다. 따라서, 첨가된 Nb의 50% 이상이 재고용 될 수 있는 온도인 1000℃ 이상으로 가열하는 것이 바람직하다.
반면에 슬라브 가열 온도가 1200℃를 초과하면 오스테나이트 결정립 크기가 너무 조대하게 성장할 수 있으며, 이후의 압연에 의해서도 미세화가 불충분하게 되어 강판의 인장 강도, 저온 인성 등의 기계적 물성들이 크게 저하된다.
열간압연 단계
상기 가열된 슬라브를 650℃ 이상에서 마무리 열간압연하여 열연강판을 얻는다.
마무리 열간압연 온도가 650℃ 미만인 경우에는 압연 도중에 Mn 등이 편석되지 않아 소입성이 낮은 영역에서 초석 페라이트가 생성되고, 페라이트 생성에 따라 고용되어 있던 C 등은 잔여 오스테나이트 영역으로 편석되어 농화된다. 결국 압연 후 냉각 동안에 C 등이 농화된 영역은 상부 베이나이트, 마르텐사이트 또는 MA상으로 변태되어, 페라이트와 경화조직으로 구성되는 강한 층상구조가 생성된다. C 등이 농화된 층의 경화조직은 높은 경도를 가질 뿐 아니라 MA 상의 분율도 크게 증가한다. 결국 경한 조직의 증가와 층상구조로의 배열에 의해 저온 인성을 크게 감소시키게 되므로 압연 종료온도는 650℃ 이상으로 제한하여야 한다.
냉각 단계
상기 열연강판을 냉각한다.
이때, 열연강판을 2~30℃/s의 냉각속도로 200~550℃의 냉각종료온도까지 냉각할 수 있다.
냉각속도가 2℃/s 미만인 경우에는 냉각속도가 너무 느려 조대한 페라이트와 펄라이트 변태구간을 피할 수 없어 강도와 저온인성이 열위해 질 수 있으며, 30℃/s 초과인 경우에는 그래뉼라 베이나이트 또는 마르텐사이트가 형성되어 강도는 상승하나, 저온인성이 매우 열위해질 수 있다.
냉각종료온도가 200℃ 미만인 경우에는 마르텐사이트 또는 MA상이 형성될 가능성이 높으며, 550℃ 초과인 경우에는 침상 페라이트 등의 미세한 조직이 생성되기 어렵고 조대한 펄라이트가 생성될 가능성이 높다.
한편, 필요에 따라서 상기 냉각된 열연강판을 450~700℃로 가열한 후, (1.3*t+10)분 내지 (1.3*t+200)분 동안 유지한 후 냉각하는 템퍼링 단계를 추가로 포함할 수 있다. 상기 t는 열연강판의 두께를 mm 단위로 측정한 값이다.
MA가 과잉으로 생성된 경우 MA를 분해하고, 높은 전위밀도를 제거하고, 미량이긴 하나 고용된 Nb 등을 탄질화물로 석출하여 항복강도 또는 저온 인성을 보다 향상시키기 위함이다.
가열 온도가 450℃ 미만인 경우에는 페라이트 기지의 연화가 충분히 되지 않고, P 편석 등에 의한 취화현상이 나타나므로 인성을 오히려 열화시킬 우려가 있다. 반면에 가열 온도가 700℃ 초과인 경우에는 결정립의 회복 및 성장이 급격히 일어나고, 또한 더 높은 온도가 되면 오스테나이트로 일부 역변태되어 항복강도는 오히려 크게 낮아짐과 동시에 저온 인성도 나빠지게 된다.
유지 시간이 (1.3*t+10)분 미만인 경우에는 조직의 균질화가 충분히 이루어지지 않으며, (1.3*t+200)분 초과인 경우에는 생산성이 저하되는 문제점이 있다.
이하, 실시예를 통하여 본 발명을 보다 구체적으로 설명하고자 한다. 다만, 하기의 실시예는 본 발명을 예시하여 보다 상세하게 설명하기 위한 것일 뿐, 본 발명의 권리범위를 한정하기 위한 것이 아니라는 점에 유의할 필요가 있다. 본 발명의 권리범위는 특허청구범위에 기재된 사항과 이로부터 합리적으로 유추되는 사항에 의해 결정되는 것이기 때문이다.
( 실시예 )
하기 표 1에 나타낸 성분조성을 갖는 슬라브를 하기 표 2에 기재된 조건으로 가열, 열간압연 및 냉각하여 강재를 제조하였다.
상기 제조된 강재의 미세조직을 관찰하고, 물성을 측정하여 하기 표 3에 기재하였다.
또한, 상기 제조된 강재를 하기 표 2에 기재된 용접 입열량으로 용접한 뒤, 용접 열영향부(SCHAZ)의 충격에너지값(-40℃) 및 CTOD값(-20℃)을 측정하여 하기 표 3에 기재하였다. 강재의 충격에너지값(-40℃) 및 CTOD값(-20℃)은 용접 열영향부보다 높으므로 강재에 대해서는 별도로 측정하지 않았다.
이때, 강재의 미세조직은 제조된 강재의 단면을 경면으로 폴리싱한 후 목적에 따라 Nital 또는 LePera 로 에칭하여, 시편의 일정 면적을 광학 또는 주사전자현미경으로 배율 100~5000배로 이미지를 측정하였고, 각 상의 분율은 측정된 이미지로부터 이미지 분석 프로그램 (image analyzer)을 사용하여 측정하였다. 통계적으로 의미있는 값을 얻기 위하여, 동일한 시편에 대해서 위치를 변경하여 반복 측정하고, 그 평균값을 구하였다.
또한, 미세한 산화성 개재물은 10㎛ 이상인 개재물의 개수를 주사전자현미경을 이용하여 스캐닝하여 측정하였다.
강재의 물성은 통상의 인장시험으로 구해진 공칭 변형률-공칭 응력 곡선으로부터 측정하여 기재하였다.
용접 열영향부의 충격에너지값(-40℃) 및 DBTT값은 샤피 V-노치(Charpy V-notch) 충격시험을 실시하여 측정하였다.
CTOD값(-20℃)은 BS 7448 규격에 따라 압연방향에 수직하게 B(두께) x B(폭) x 5B (길이) 크기로 시편을 가공하고 피로 균열 길이가 대략 시편 폭의 50%가 되도록 피로 균열을 삽입한 후 -20℃에서 CTOD 시험을 수행하였다. 여기서 B는 제작한 강재의 두께이다.
구분 강종 합금조성(중량%) 관계
식1
C Si Mn P S Sol.Al Cu Ni Cr Mo Ti Nb V N Ca O
발
명
강		 A 0.035 0.018 1.82 0.005 0.0016 0.011 0.27 0.95 0.03 0.192 0.013 0.011 0.001 0.0036 0.0019 0.0008 0.30
B 0.052 0.007 2.06 0.005 0.0014 0.012 0.16 0.62 0.02 0.082 0.013 0.008 0.002 0.0032 0.0012 0.0009 0.39
C 0.063 0.015 2.11 0.004 0.0012 0.014 0.19 0.56 0.01 0.051 0.011 0.012 0.003 0.0029 0.0023 0.0012 0.47
비
교
강		 D 0.045 0.181 1.92 0.005 0.0015 0.019 0.33 0.85 0.02 0.079 0.012 0.007 0.001 0.0031 0.0014 0.0007 0.60
E 0.075 0.032 1.95 0.005 0.0022 0.032 0.33 0.92 0.02 0.003 0.012 0.01 0.002 0.0037 0.0019 0.0014 0.73
F 0.032 0.045 1.62 0.005 0.0021 0.013 0.22 0.66 0.02 0.004 0.012 0.013 0.001 0.0033 0.0014 0.0009 0.34
G 0.055 0.093 1.77 0.005 0.0016 0.007 0.35 0.83 0.02 0.002 0.013 0.01 0.001 0.0032 0.0015 0.0032 0.44
H 0.057 0.099 2.35 0.003 0.0013 0.014 0.01 0.98 0.01 0.003 0.012 0.003 0.002 0.0038 0.0021 0.0015 0.52
I 0.068 0.061 2.13 0.004 0.0012 0.015 0.03 1.33 0.02 0.005 0.01 0.005 0.001 0.0042 0.0022 0.0016 0.55
구분 강종 제품두께
(mm)		 슬라브
가열온도(℃)		 마무리
압연온도(℃)		 냉각속도
(℃/s)		 냉각종료온도
(℃)		 용접입열량
(kJ/cm)
발명예1 A 80 1080 820 5 420 45
발명예2 B 51 1030 800 9 370 25
발명예3 C 100 1115 760 3 320 25
비교예1 D 76 1120 780 6 520 35
비교예2 E 51 1170 720 12 330 25
비교예3 F 76 1110 820 6 460 25
비교예4 G 76 1140 800 7 420 25
비교예5 A 51 1230 880 13 330 7
비교예6 B 51 1080 640 8 320 25
비교예7 H 80 1135 820 5 390 50
비교예8 I 76 1155 850 6 450 25
구분 강종 PF+AF
(면적%)		 MA
(면적%)		 MA직경
(㎛)		 개재물
(개/cm2)		 항복강도
(MPa)		 인장강도
(MPa)		 충격에너지값
(-40℃, J)		 CTOD값
(-20℃, mm)		 DBTT값
(℃)
발명예1 A 48 1.5 1.2 6 487 616 405 0.95 -103
발명예2 B 36 1.7 1.7 8 498 643 322 0.46 -99
발명예3 C 41 2.2 1.3 5 485 621 288 0.31 -85
비교예1 D 34 3.9 3.2 6 488 593 325 0.12 -39
비교예2 E 5 4.4 2.9 7 533 723 21 0.04 -33
비교예3 F 48 1.1 1.4 4 423 531 365 0.48 -89
비교예4 G 32 2.1 2.4 14 487 580 51 0.11 -36
비교예5 A 12 1.5 1.3 6 524 711 12 0.04 -32
비교예6 B 33 2.5 3.3 8 485 575 25 0.14 -23
비교예7 H 38 3.1 2.1 7 486 568 65 0.16 -51
비교예8 I 33 3.4 2.2 8 502 583 45 0.18 -48
상기 표 3에서 PF+AF는 폴리고날 페라이트와 침상형 페라이트의 합계를 의미한다.
본 발명에서 제시한 합금조성 및 제조조건을 모두 만족하는 발명예 1 내지 3은 항복강도가 우수하고, 열영향부의 충격에너지값 및 CTOD값이 높은 것을 확인할 수 있다.
상기 표1 내지 3에 나타낸 바와 같이, 발명예 1내지 3은 본 발명이 제안한 범위를 모두 만족시키는 경우로서, 항복강도 420MPa 이상 및 인장강도 616MPa 이상의 고강도 일 뿐아니라 용접 열영향부에도 충격흡수에너지값이 높을 뿐 아니라 CTOD값도 높은 우수한 저온 인성을 가지고 있음을 보여주며, 이는 복잡하고 대형의 압력용기 및 조선해양 구조용으로 적합하게 사용될 수 있음을 증명한다.
반면에 비교예 1, 7 및 8은 각 개별 성분의 범위는 본 발명의 범위에 포함되지만, 관계식 1로 정의되는 저온 경화상 지수값이 본 발명의 범위인 0.5를 초과한 경우이다. 이에 따라, 제조된 강재 및 용접 열영향부 특히, SC-HAZ(Sub-Critically reheated Heat Affected Zone) 에서 MA등의 경화상이 조장되어 결국 저온인성이 크게 저하되었다.
비교예 2는 첨가된 C 함량이 본 발명의 범위를 초과한 경우로, C은 MA를 조장하는 가장 강력한 원소로 비교예 1과 마찬가지로 제조된 강재와 용접 열영향부의 저온인성을 크게 저하시킨 경우이다.
비교예 3은 첨가된 Mn 함량이 본 발명의 범위를 미달하는 경우로, Mn 함량이 낮아서 MA등 경화상의 생성이 크게 감소하여 강재와 용접 열영향부의 저온인성은 크게 향상되나, Mn에 의한 강도 강화 효과가 거의 없어 고강도 강재를 얻을 수 없는 경우이다.
비교예 4는 O이외의 모든 원소의 성분 범위가 본 발명의 범위를 만족하나, 제강 단계에서의 개재물 생성 및 제거 관리가 미흡하여 제품 중 O의 함량이 본 발명의 범위를 초과한 경우이다. 제강 단계에서 O의 제거가 미흡하면, 결국 미제거된 O는 산화성 개재물로 존재하게 되고, 그 분율과 크기가 증가하게 된다. 이런 조대한 산화성 개재물은 연성이 거의 없어 이후 강재를 제조하는 과정에서 저온 압연 동안 압연 하중에 의해 파쇄되어 길게 연신된 형태로 강재내에 존재하게 된다. 이는 이후의 가공이나 외부 충격시 크랙개시나 전파의 경로로 작용하게 되어 결국 강재 및 용접 열영향부의 저온인성을 크게 감소시키는 중요한 요인으로 작용한다.
비교예 5 및 6 은 강재 성분 조성이 모두 본 발명을 만족하지만, 제조조건이 본 발명의 범위를 벗어난 경우이다.
비교예 5는 제조된 슬라브의 재가열 온도가 본 발명의 범위를 초과한 경우로, 슬라브 재가열 온도가 너무 높게 되면 높은 온도에서의 압연과 대기로 인해 오스테나이트의 성장을 급격히 촉진하게 하여, 페라이트 분율이 낮아짐으로써 저온 인성이 크게 저하되었다.
비교예 6은 마무리 열간압연 온도가 본 발명의 범위보다 낮게 실행된 경우로, 압연 공정이 종료되기 전에 조대한 페라이트가 생성되어 이후 압연에서 연신된 형태를 가지고, 남은 오스테나이트는 밴드 형태로 잔존하여 MA 경화상의 밀도가 높은 조직으로 변태하게 된다. 결국 조대하고 변형된 조직과 국부적으로 높은 MA 경화상으로 인해 저온 인성이 감소되었다.
이상 실시예를 참조하여 설명하였지만, 해당 기술 분야의 숙련된 당업자는 하기의 특허 청구의 범위에 기재된 본 발명의 사상 및 영역으로부터 벗어나지 않는 범위 내에서 본 발명을 다양하게 수정 및 변경시킬 수 있음을 이해할 수 있을 것이다.

Claims (11)

  1. 중량%로, C: 0.01~0.07%, Si: 0.002~0.2%, Mn: 1.7~2.5%, Sol.Al: 0.001~0.035%, Nb: 0.03% 이하(0%는 제외), V: 0.01% 이하(0%는 제외), Ti: 0.001~0.02%, Cu: 0.01~1.0%, Ni: 0.01~2.0%, Cr: 0.01~0.5%, Mo: 0.001~0.5%, Ca: 0.0002~0.005%, N: 0.001~0.006%, P: 0.02% 이하(0%는 제외), S: 0.003% 이하(0%는 제외), O: 0.0025% 이하(0%는 제외), 나머지 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하며, 하기 관계식 1을 만족하고,
    미세조직은 폴리고날 페라이트와 침상형 페라이트를 그 합계로 30면적% 이상 포함하며, MA상(마르텐사이트-오스테나이트 복합상)을 3.0면적% 이하로 포함하고,
    크기가 10㎛ 이상인 개재물을 11개/cm2 이하로 포함하고,
    상기 폴리고날 페라이트와 상기 침상형 페라이트는 열간압연에 의해 가공경화되지 않고,
    상기 MA상은 원상당 직경으로 측정한 평균 크기가 2.5㎛ 이하인, 저온에서의 파괴 개시 및 전파 저항성이 우수한 고강도 강재.
    관계식 1: 5*C + Si + 10*sol.Al ≤ 0.5
    (상기 관계식 1에서 각 원소 기호는 각 원소 함량을 중량%로 나타낸 값이다.)
  2. 삭제
  3. 삭제
  4. 삭제
  5. 제1항에 있어서,
    상기 강재는 항복강도가 480MPa 이상이며, -40℃에서의 충격에너지값이 200J 이상이고, -20℃에서의 CTOD값이 0.25mm 이상인 저온에서의 파괴 개시 및 전파 저항성이 우수한 고강도 강재.
  6. 제1항에 있어서,
    상기 강재는 인장강도가 616MPa 이상인 저온에서의 파괴 개시 및 전파 저항성이 우수한 고강도 강재.
  7. 제1항에 있어서,
    상기 강재는 DBTT(연성-취성 천이온도)가 -60℃ 이하인 저온에서의 파괴 개시 및 전파 저항성이 우수한 고강도 강재.
  8. 중량%로, C: 0.01~0.07%, Si: 0.002~0.2%, Mn: 1.7~2.5%, Sol.Al: 0.001~0.035%, Nb: 0.03% 이하(0%는 제외), V: 0.01% 이하(0%는 제외), Ti: 0.001~0.02%, Cu: 0.01~1.0%, Ni: 0.01~2.0%, Cr: 0.01~0.5%, Mo: 0.001~0.5%, Ca: 0.0002~0.005%, N: 0.001~0.006%, P: 0.02% 이하(0%는 제외), S: 0.003% 이하(0%는 제외), O: 0.0025% 이하(0%는 제외), 나머지 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하며, 하기 관계식 1을 만족하는 슬라브를 준비하는 단계;
    상기 슬라브를 1000~1200℃로 가열하는 단계;
    상기 가열된 슬라브를 650℃ 이상에서 마무리 열간압연하여 열연강판을 얻는 단계; 및
    상기 열연강판을 냉각하는 단계;를 포함하되,
    상기 슬라브를 준비하는 단계는,
    2차 정련 마지막 단계에서 용강에 Ca 또는 Ca 합금을 투입하는 단계; 및
    상기 Ca 또는 Ca 합금을 투입한 이후 최소한 3 분 이상 Ar 가스로 버블링 및 환류 처리하는 단계;를 포함하는, 저온에서의 파괴 개시 및 전파 저항성이 우수한 고강도 강재의 제조방법.
    관계식 1: 5*C + Si + 10*sol.Al ≤ 0.5
    (상기 관계식 1에서 각 원소 기호는 각 원소 함량을 중량%로 나타낸 값이다.)
  9. 제8항에 있어서,
    상기 냉각하는 단계는 열연강판을 2~30℃/s의 냉각속도로 200~550℃의 냉각종료온도까지 냉각하는 것을 특징으로 하는 저온에서의 파괴 개시 및 전파 저항성이 우수한 고강도 강재의 제조방법.
  10. 제8항에 있어서,
    상기 냉각된 열연강판을 450~700℃로 가열한 후, (1.3*t+10)분 내지 (1.3*t+200)분 동안 유지한 후 냉각하는 템퍼링 단계를 추가로 포함하는 것을 특징으로 하는 저온에서의 파괴 개시 및 전파 저항성이 우수한 고강도 강재의 제조방법.
    (단, 상기 t는 열연강판의 두께를 mm 단위로 측정한 값이다.)
  11. 삭제
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