KR100470059B1

KR100470059B1 - ＴｉＮ과 ＺｒＮ의 석출물을 갖는 고강도 용접구조용강재와 그 제조방법

Info

Publication number: KR100470059B1
Application number: KR10-2000-0076826A
Authority: KR
Inventors: 최해창; 정홍철
Original assignee: 주식회사 포스코
Priority date: 2000-12-15
Filing date: 2000-12-15
Publication date: 2005-02-04
Also published as: KR20020046576A

Abstract

본 발명은 건축, 교량, 조선, 해양구조물, 강관, 라인파이프 등의 용접구조물에 사용되는 구조용강재에 관한 것으로, 그 목적은 TiN과 ZrN의 석출물을 이용하여 중입열에서 초대입열에 이르는 용접 입열량 범위에서 모재와 열영향부의 인성이 차이가 최소가 되도록 함과 동시에 모재의 고강도화를 달성할 수 있는 용접구조용 강재의 제조방법을 제공함에 있다.

상기 목적을 달성하기 위한 본 발명은, 중량%로 C:0.03-0.17%, Si:0.01-0.5%, Mn:0.4-2.0%, Ti:0.005-0.2%, Al: 0.0005-0.1%, Zr:0.001-0.03%, N:0.008-0.030%, B:0.0003-0.01%, W:0.001-0.2%, P:0.03%이하, S:0.03%이하, O:0.01%이하, 1.2≤Ti/N≤2.5, 0.3≤Zr/N≤2.0, 10≤N/B≤40, 2.5≤Al/N≤7, 6.8≤(Ti+Zr+2Al+4B)/N≤17을 만족하고 나머지 Fe 및 기타 불순물로 조성되고, 미세조직이 30∼80%의 베이나이트와 나머지 20㎛이하의 페라이트로 이루어지는 TiN과 ZrN의 석출물을 갖는 용접구조용 강재에 관한 것을 그 기술적요지로 한다.

Description

ＴｉＮ과 ＺｒＮ의 석출물을 갖는 고강도 용접구조용 강재와 그 제조방법{High strength Steel plate to be precipitating TiN and ZrN for welded structures, method for manufacturing the same}

본 발명은 건축, 교량, 조선, 해양구조물, 강관, 라인파이프 등의 용접구조물에 사용되는 구조용 강재에 관한 것이다. 보다 상세하게는, 미세한 TiN 석출물과 ZrN석출물을 이용하여 용접열영향부의 인성을 개선하면서 모재는 베이나이트+페라이트로 하여 모재강도를 증진시킨 용접구조용 강재의 제조방법에 관한 것이다.

최근, 건축물, 구조물의 고층화 추세에 따라 사용되는 강재가 대형화되면서 후물강재로 대체되고 있다. 이러한 후물강재를 용접하기 위해서는 고능률 용접이 불가피한데, 후육화된 강재를 용접하는 기술로는, 1패스 용접이 가능한 대입열 서어브머지드 용접법 및 일렉트로 용접법이 광범위하게 사용되고 있는 실정이다. 또한, 조선 및 교량 분야에 있어서 판 두께 25mm이상의 강판을 용접하는 경우에도 상기와 같은 1패스 용접이 가능한 대입열 용접법을 적용하고 있다.

일반적으로 용접에서는 입열량이 클수록 용착량이 커서 용접패스수가 감소하기 때문에, 용접생산성을 고려하면 대입열 용접이 가능하도록 하는 것이 유리하다. 즉, 용접에서 입열량을 증가시키면 그 사용범위를 넓힐 수 있게 되는 것이다. 현재 사용되고 있는 대입열의 범위는 대략 100-200kJ/cm에 해당되는데 좀더 후육화 된 판두께 50mm이상의 강재를 용접하기 위해서는 200-500kJ/cm의 초대입열 범위가 되어야 가능하다.

강재에 대입열이 적용되면, 용접시 형성되는 용접열영향부(Heat Affected Zone) 특히 용융선(fusion boundary) 근처의 용접열영향부는 용접입열량에 의해 융점에 가까운 온도까지 가열된다. 이에 따라, 용접열영향부의 결정립이 성장하여 조대화되고 냉각과정에서 상부 베이나이트 및 마르텐사이트 등 인성에 취약한 미세조직이 형성되기 때문에, 용접열영향부가 용접부중 인성이 가장 열화되는 부위이다.

따라서, 용접구조물의 안정성을 확보하기 위해서는, 용접열영향부의 오스테나이트 결정립의 성장을 억제하여 미세하게 유지시킬 필요가 있다. 이를 해결하는 수단으로는, 고온에서 안정한 산화물 또는 Ti계 탄질화물 등을 강재에 적절히 분포시켜 용접시 용접열영향부의 결정립 성장을 지연시키고자 하는 기술 등이 개시되어 있다. 예를 들어, 일본 특허공개공보 (평)11-140582, (평)10-298708, (평)10-298706, (평)9-194990, (평)9-324238, (평)8-60292, (소)60-245768, (평)5-186848호, (소)58-31065호, (소)61-79745호, 일본용접학회지 제 52권 2호, 49페이지 및일본특허공개공보 (소)64-15320호 등이 있다.

이중에서 일본 특허공개공보 (평)11-140582호는, TiN의 석출물을 이용하는 대표적인 기술로, 100J/cm의 입열량(최고가열온도 1400℃)이 적용될 때에 0℃에서 충격인성이 200J정도(모재는 300J 정도)인 구조용강재가 개시되어 있다. 이 선행기술에서는 Ti/N을 실질적으로 4-12로 관리하여 0.05㎛이하인 TiN 석출물은 5.8×10³개/㎟∼8.1×10⁴개/㎟, 이와 함께 0.03∼0.2㎛인 TiN석출물은 3.9×10³개/㎟∼6.2×10⁴개/㎟로 석출시켜서 페라이트를 미세화하여 용접부의 인성을 확보하고 있다. 이 강재는 미세조직이 페라이트와 펄라이트의 복합조직으로 인장강도가 최고 581MPa, 항복강도가 최고 405MPa로 기계적성질을 갖고 있다.

그러나, 이 선행기술에 의하면 100kJ/cm의 대입열용접이 적용될 때, 모재와 열영향부의 인성이 대체적으로 낮고(0℃의 충격인성의 최고치로 모재:320J, 열영향부:220J) 또한, 모재와 열영향부의 인성차가 100J 정도로 커서 후육화 강재의 초대입열 용접에 따른 강구조물의 신뢰성확보에 한계가 있다. 이 뿐만 아니라, 원하는 TiN의 석출물을 확보하기 위한 방법으로, 슬라브를 1050℃이상의 온도에서 가열하여 급냉한 다음에, 열간압연을 위해 재가열하는 공정을 채택하기 때문에 2회의 열처리로 인한 제조비용 상승이 문제가 된다.

상기 일본 공개특허공보 (평)9-194990호는 저질소강(N≤0.005%)에서 Al과 O의 비를 0.3≤Al/O≤1.5로 관리하여, Al, Mn, Si으로 되는 복합산화물을 이용하는 기술이나, 약 100kJ/cm의 대입열용접이 적용될 때 용접열영향부 천이온도가 -50수준으로 인성이 좋은 편이 아니다. 또한, 상기 일본 공개특허공보 (평)10-298708호는 MgO-TiN 복합석출물을 이용하는 기술이나, 약 100kJ/cm의 대입열용접이 적용될 때 용접열영향부 0℃의 충격인성이130J로 인성이 좋은 편이 아니다.

현재까지, TiN석출물과 Al계 또는 MgO 산화물을 이용하여 대입열 용접시 용접열영향부의 인성을 개선한 기술은 많이 알려저 있지만, 1350℃이상에서 장시간 유지되는 초대입열 용접시 용접열영향부의 인성을 획기적으로 개선시키면서 모재의 고강도화를 동시에 달성한 사례는 아직 발표된 바 없다. 특히, 용접열영향부의 인성이 모재 대비 동등한 수준을 보인 기술은 거의 없는 실정이다.

본 발명은, TiN 석출물과 함께 ZrN의 석출물을 이용하여 중입열에서 초대입열에 이르는 용접 입열량 범위에서 모재와 열영향부의 인성이 차이가 최소가 되도록 함과 동시에 모재의 고강도화를 달성할 수 있는 용접구조용 강재와 그 제조방법을 제공하는데, 그 목적이 있다.

상기 목적을 달성하기 위한 본 발명의 용접 구조용 강재는, 중량%로 C:0.03-0.17%, Si:0.01-0.5%, Mn:0.4-2.0%, Ti:0.005-0.2%, Al: 0.0005-0.1%, Zr: 0.001-0.03%, N:0.008-0.030%, B:0.0003-0.01%, W:0.001-0.2%, P:0.03%이하, S:0.03%이하, O:0.01%이하, 1.2≤Ti/N≤2.5, 0.3≤Zr/N≤2.0, 10≤N/B≤40, 2.5≤Al/N≤7, 6.8≤(Ti+Zr+2Al+4B)/N≤17을 만족하고 나머지 Fe 및 기타 불가피한 불순물로 조성되고, 미세조직이 30∼80%의 베이나이트와 나머지 20㎛이하의 페라이트로 구성된다.

또한, 본 발명의 용접구조용 강재의 제조방법은, 중량%로 C:0.03-0.17%, Si:0.01-0.5%, Mn:0.4-2.0%, Ti:0.005-0.2%, Al: 0.0005-0.1%, Zr: 0.001-0.03%, N:0.008-0.030%, B:0.0003-0.01%, W:0.001-0.2%, P:0.03%이하, S:0.03%이하, O:0.01%이하, 1.2≤Ti/N≤2.5, 0.3≤Zr/N≤2.0, 10≤N/B≤40, 2.5≤Al/N≤7, 6.8≤(Ti+Zr+2Al+4B)/N≤17을 만족하고 나머지 Fe 및 기타 불가피한 불순물로 조성되는 강슬라브를 1100-1250℃범위에서 60-180분간 가열한 후에 오스테나이트 재결정역에서 40%이상의 압연비로 열간압연한 다음, 베이나이트변태 종료온도±10℃까지는 5∼20℃/sec의 속도로 냉각하는 것을 포함하여 구성된다.

이하, 본 발명을 상세히 설명한다.

본 발명에서 "구오스테나이트(prior austenite)"란 용어는 강재에 대입열용접이 적용될 때 용접열영향부에 형성되는 오스테나이트를 칭하는 것으로, 강재의 제조과정(열간압연공정)에서 형성되는 오스테나이트와 구별하기 위해 편의상 사용한다.

본 발명자들은 강재(모재)의 강도를 증진시키는 것과 함께 용접열영향부의 인성을 동시에 개선할 수 있는 방안을 연구한 결과, 모재의 미세조직을 베이나이트와 페라이트의 복합조직으로 할 경우 모재강도 개선에 매우 효과적이라는 사실과 이러한 미세조직을 갖는 모재에 용접시 용접열영향부의 구오스테나이트의 결정립의 크기를 임계치(약 80㎛)이하로 관리하면 용접열영향부의 인성이 문제가 되지 않는 다는 사실을 확인하였다.

이러한 관점에서 출발한 본 발명자들은 베이나이트+페라이트의 복합조직에서 구오스테나이트 결정립의 크기를 임계치 이하로 관리하여 용접열영향부의 인성을 개선할 수 있는 다음의 방안을 도출할 수 있었다.

[1] 미세한 다량의 TiN석출물과 함께 ZrN의 석출물을 분포시키면서,

[2] 강재의 초기 페라이트 결정립 크기를 임계수준 이하로 하여 용접열영향부의 구오스테나이트를 80㎛이하로 미세화하는 것이다. 또한,

[3] Ti/N의 비율을 낮추어 ZrN, BN, AlN 석출물을 효과적으로 석출함으로써 용접열영향부에 페라이트의 생성분율을 높이며, 특히 페라이트 형상을 인성개선에 효과적인 침상형이나 다각형(polygonal)으로 유도하는데도 특징이 있다. 그리고,

[4] 압연공정에서 가속냉각을 통해 모재에 적정분율의 베이나이트 미세조직을 확보함으로써 모재강도를 개선한다. 이들 [1][2][3][4]을 보다 구체적으로 설명한다.

[1] TiN석출물 관리

구조용강재에 대입열용접을 적용하는 경우 용융선 부근의 용접열영향부는 약 1400℃이상의 고온으로 가열되어 모재내에 석출되어 있는 TiN석출물이 용접열에 의하여 부분적으로 용해되거나 또는 오스왈드 라이프닝현상(Ostwald ripening, 크기가 작은 석출물이 분해되어 크기가 큰 석출물로 확산되면서 큰 석출물은 더욱 커지는 현상)에 의해서 일부 석출물만이 조대해지며 또한 TiN석출물의 개수가 현저히 감소하여 구오스테나이트 결정립 성장의 억제효과가 소멸된다.

본 발명자들은 이러한 현상은 모재내에 분포되어 있는 TiN석출물이 용접열에 의해 분해된 고용 Ti원자의 확산에 의해서 일어나는 것이라는데 착안하여 Ti/N의 비에 따른 TiN석출물의 특성을 살펴본 결과, 고질소환경(Ti/N의 비가 낮음)에서는 고용 Ti농도와 고용 Ti원자의 확산속도가 감소되고 TiN석출물의 고온 안정성이 향상되는 새로운 사실을 알게 되었다. 즉, Ti와 N의 비(Ti/N)가 1.2∼2.5의 범위를 가질때 고용 Ti의 양이 극도로 감소되면서 TiN석출물의 고온안정성이 높아져서 0.01-0.1㎛ 크기의 미세한 TiN석출물이 0.5㎛이하의 간격으로 1.0x10⁷개/㎟ 이상으로 분포되는 결과를 얻었다. 이는 동일 Ti함량에서 질소함량을 증가시키면 고용되어 있는 모든 Ti원자가 쉽게 질소원자와 결합하고, 또한, 고질소 환경에서는 고용 Ti양이 감소하기 때문에 질소함량이 낮은 경우에서 보다 TiN석출물이 고온에서 안정해지는 용해도적(Solubility Product)이 낮아지기 때문인 것으로 분석되었다. 본 발명에서는 고질소환경에서 고용N의 존재로 인한 시효성을 조장할 수 있다는 점을 감안하여, Zr/N, N/B, Al/N, V/N의 비 그리고, N와 Ti+Zr+Al+B+(V)을 총체적으로 관리하여 N를 Zr, BN, AlN, VN으로 석출시킨다. 본 발명에 따라 고질소환경에서 Ti/N의 비와 함께 Zr/N의 비를 조절하는 경우에는 다량의 미세한 TiN의 석출물과 ZrN이 석출되는 것을 발견할 수 있다. 이 ZrN의 석출물은 고온에서도 안정하기 때문에 구오스테나이트의 성장을 억제하는데 효과적이다.

[2] 강재(모재)의 페라이트입도 관리

본 발명의 연구에 따르면, 구오스테나이트의 크기를 80㎛로 하기 위해서는, 모재의 미세조직을 페라이트 + 베이나이트의 복합조직으로 하면서 페라이트의 크기를 20㎛이하로 하는 것이 중요하다는 것을 알 수 있다. 이 때, 페라이트의 미세화는, 열간압연시 강가공에 의한 오스테나이트 결정립미세화 뿐만 아니라, 탄화물(Fe₃C, WC, VC)을 이용하여 냉과정에서 발생하는 페라이트 결정립의 성장을 억제하는 것이다.

[3] 용접열영향부의 미세조직

본 발명의 연구로부터 밝혀진 사실은, 용접열영향부의 인성은 모재가 1400℃이상으로 가열될 때 구오스테나이트 결정립의 크기뿐만 아니라, 구오스테나이트 결정입계에서 석출하는 페라이트의 양(70%이상)과 크기(20㎛이하)도 영향을 미친다는것이다. 특히, 구오스테나이트 입내에서의 다각형(polygonal) 페라이트와 침상형 페라이트의 변태를 유도하는 것이 중요하다. 본 발명에서는 이를 위해 ZrN, AlN, BN 석출물들을 이용한다.

[4] 베이나이트 조직분율 제어

본 발명자들은 슬라브를 열간압연한 다음에 가속냉각속도를 제어(5∼30℃/sec)할 경우에 모재의 강도를 개선할 수 있는 베이나이트 조직분율을 손쉽게 제어할 수 있다는 것과 이러한 미세조직이 용접열영향부의 물성에 별다른 영향을 미치지 않는 다는 것을 확인하였다.

이하, 본 발명을 강재의 성분과 그 제조방법으로 구분하여 상세히 설명한다.

[용접 구조용 강재]

·탄소(C)의 함량은 0.03∼0.17%로 하는 것이 바람직하다.

탄소(C)의 함량이 0.03% 미만인 경우에는 구조용강으로서의 강도확보가 불충분하다. 또한, C가 0.17%를 초과하는 경우에는 냉각중 상부 베이나이트, 마르텐사이트 및 퇴화 퍼얼라이트(degenerate pearlite)등의 인성에 취약한 미세조직이 변태되어 구조용 강재의 저온충격인성 저하시키고, 또한 용접부의 경도 또는 강도를 증가시켜 인성의 열화 및 용접균열의 생성을 초래한다.

·실리콘(Si)의 함량은 0.01-0.5%로 제한하는 것이 바람직하다.

실리콘의 함량이 0.01% 미만인 경우에 제강과정에서 용강의 탈산효과가 불충분하고 강재의 내부식성을 저하시키며, 0.5%를 초과하는 경우에는 그 효과가 포화되고, 압연후 냉각시 소입성 증가에 따른 도상 마르텐사이트의 변태를 촉진시켜 저온충격인성을 저하시킨다.

·망간(Mn)의 함량은 0.4-2.0%로 제한하는 것이 바람직하다.

Mn은 강중에서 탈산작용, 용접성, 열간가공성 및 강도를 향상시키는 유효한 원소로서, Ti계 산화물 주위에 MnS형태로 석출하여 용접열영향부 인성개선에 유효한 침상형 및 다각형 형상의 페라이트 생성에 영향을 미치는 원소이다. 이러한 Mn은 기지조직내에 치환형 고용체를 형성하여 기지를 고용강화시켜 강도 및 인성을 확보하는데, 이를 위해서는 0.4%이상의 첨가하는 것이 좋다. 그러나, Mn함유량이 2.0%이상을 초과할 경우 고용강화 효과보다는 Mn편석에 의한 조직불균질이 용접열영향부 인성에 유해한 영향을 미친다. 또한 Mn함량이 2.0%이상 첨가될 경우에 강의 응고시 편석기구에 따라 거시편석 및 미시편석이 일어나 압연시 중심부에 중심편석대의 형성을 조장하여 모재의 중심부 저온변태 조직을 생성시키는 원인으로 작용한다.

·알루미늄(Al)의 함량은 0.0005-0.1%로 제한하는 것이 바람직하다.

Al은 탈산제로서 필요한 원소로 산소와의 반응으로 Al산화물을 형성하여 Ti가 산소와 반응하는 것을 방지함으로써 Ti가 미세 TiN석출물을 형성하는데 일조할뿐 아니라, 강중에 미세한 AlN석출물을 형성시키는데 유효한 원소이다. 미세한 AlN석출물을 형성시키기 위해서는 Al함유량을 0.0005%이상으로 하는 것이 좋다. 그러나, 0.1%를 초과하면 AlN을 석출시키고 남은 고용Al은 용접열영향부 냉각과정에서 인성에 취약한 위드만스테튼 페라이트(Widmanstatten ferrite) 및 도상 마텐사이트의 생성을 조장하여 대입열 용접열영향부의 인성을 저하시킨다.

·티타늄(Ti)의 함량은 0.005-0.2%로 제한하는 것이 바람직하다.

Ti는 N과 결합하여 고온에서 안정한 미세 TiN석출물을 형성시키기 때문에 본 발명에서는 필수불가결한 원소이다. 이러한 미세한 TiN 석출효과를 얻기 위해서는 Ti을 0.005%이상 첨가하는 것이 바람직하나, 0.2%를 초과하면 용강중에서 조대한 TiN석출물 및 Ti산화물이 형성되어 용접열영향부 구오스테나이트 결정립성장을 억제하지 못하기 때문에 바람직하지 못하다.

·지르코늄(Zr)의 함량은 0.001-0.03%로 제한하는 것이 바람직하다.

Zr은 N과 결합하여 고온에서 안정한 미세 ZrN석출물을 형성시키기 때문에 본 발명에서 필수불가결한 원소이다. 이러한 미세한 Zr석출효과를 얻기 위해서는 Zr을 0.001%이상 첨가시키는 것이 바람직하다. 그러나 0.03%를 초과하면 용강중에서 조대한 ZrN석출물 및 Zr산화물이 형성되어 모재 및 용접열영향부의 인성에 나쁜 영향을 미치기 때문에 바람직하지 못하다.

·붕소(보론, B)의 함량은 0.0003-0.01%로 제한하는 것이 바람직하다.

B은 결정립내에서 인성이 우수한 침상 페라이트(acicular ferrite) 뿐만 아니라 입계에서 다각형상의 페라이트를 생성시키는데 매우 유효한 원소이다. B은 BN석출물을 형성하여 구오스테나이트 결정립의 성장을 방해하고 결정입계 및 입내에서 Fe탄붕화물을 형성하여 인성이 우수한 침상형 및 다각형의 페라이트 변태를 촉진한다. B 함유량이 0.0003%미만인 경우에는 이러한 효과를 기대할 수 없으며 0.01%를 초과하면 소입성이 증가하여 용접열영향부의 경화 및 저온균열이 발생할 가능성이 있기 때문에 바람직하지 못하다.

·질소(N)의 함량은 0.008-0.03%로 제한하는 것이 바람직하다.

N은 TiN, AlN, BN, VN, NbN등을 형성시키는데 필수불가결한 원소로, 대입열 용접시 용접열영향부의 구오스테나이트 결정립 성장을 최대로 억제시키고 TiN, AlN, BN, VN, NbN 등의 석출물의 양을 증가시킨다. 특히 TiN 및 AlN석출물의 크기 및 석출물 간격, 석출물 분포, 산화물과의 복합석출 빈도수, 석출물 자체의 고온 안정성 등에 현저한 영향을 미치기 때문에, 그 함량은 0.008%이상으로 설정하는 것이 바람직하다. 하지만, 질소함량이 0.03%를 초과하면 그 효과가 포화되며, 용접열영향부내의 분포하는 고용질소량의 증가로 인해 인성을 저하시키고 용접시 희석에 따른 용접금속중에 혼입되어 용접금속의 인성저하를 초래할 수 있다.

·텅스텐(W)의 함량은 0.001-0.2%로 제한하는 것이 바람직하다.

텅스텐은 열간압연 이후 모재에 텅스텐 탄화물(WC)로 균일하게 석출되어 페라이트변태 후 페라이트 결정립 성장을 효과적으로 억제하고, 또한 용접열영향부의 가열 초기 구오스테나이트 결정립의 성장을 억제하는 원소이다. 그 함량이 0.001%미만인 경우에는 열간압연후 냉각시 페라이트 결정립성장 억제를 위한 텅스텐 탄화물이 적게 분포하게 되고, 0.2% 보다 많이 첨가되는 경우 그 효과가 포화된다.

·인(P) 및 황(S)의 함량은 0.030%이하로 제한하는 것이 바람직하다.

P는 압연시 중심편석 및 용접시 고온균열을 조장하는 불순원소이기 때문에 가능한 한 낮게 관리하는 것이 바람직하다. 모재 인성, 용접열영향부 인성 향상 및 중심편석 저감을 위해서는 0.03%이하로 관리하는 것이 좋다.

S는 다량으로 존재하는 경우 FeS 등의 저융점화합물을 형성시키기 때문에 가능한 한 낮게 관리하는 것이 바람직하다. 모재인성, 용접열영향부 인성 및 중심편석 저감을 위해서는 S함량을 0.03%이하로 하는 것이 좋다. 특히, 황의 경우에는 Ti계 산화물 주위에 MnS형태로 석출하여 용접열영향부 인성개선에 유효한 침상형 및 다각형 형상의 페라이트 생성에 영향을 미치므로 용접시 고온균열을 고려할 경우 보다 바람직한 범위로는 0.003%에서 0.03%이하로 제한하는 것이 바람직하다.

·산소(O)의 함량은 0.01%이하로 제한하는 것이 바람직하다.

산소가 0.01%를 초과하는 경우에는 Ti원소가 용강중에서 Ti산화물로 형성되어 TiN석출물을 형성하지 못하기 때문에 바람직하지 못하며 또한 조대한 Fe산화물 및 Zr산화물 등과 같은 개재물이 형성되어 모재의 인성에 나쁜 영향을 미치기 때문에 바람직하지 못하다.

·Ti/N의 비는 1.2∼2.5로 하는 것이 바람직하다.

본 발명에서 Ti/N비를 2.5이하로 낮추는데, 이는 2가지 장점이 있다. 첫째는, TiN양 즉, TiN석출물의 개수를 증가시킬 수 있다는 점이다. 즉, 동일 Ti함량에서 질소함량을 증가시키면 연주과정중 냉각과정에서 모든 고용되어 있는 모든 Ti원자가 질소원자와 결합하여 미세한 TiN석출량이 증가하게 된다. 둘째는, 고온에서 TiN이 안정하다는 점이다. 즉, 용접열영향부와 같은 고온에서 석출물의 안정성을 나타내는 용해도적(Solubility Product)이 작아지기 때문에 고질소 TiN과 같은 석출물의 경우 질소함량이 낮은 경우에서 보다 TiN석출물이 안정하다. 반면에 Ti/N비가 2.5보다 높은 경우는 제강과정인 용강중에서 조대한 TiN이 정출되어 TiN의 균일한 분포가 얻어지지 않으며, 또한 TiN으로 석출하지 않고 남은 잉여의 Ti는 고용상태로 존재하여 용접열영향부 인성에 나쁜 영향을 미친다. Ti/N비가 1.2미만에서는 모재의 고용질소량이 증가하여 용접열향부의 인성에 유해하기 때문이다.

·Zr/N의 비는 0.3∼2.0으로 하는 것이 바람직하다.

본 발명에서 Zr/N비가 0.3미만이면 용접시 용접열영향부의 결정립 성장을 방지하는 ZrN의 석출량이 불충분하고, Zr/N비가 2.0을 초과하는 경우에는 그 효과가포화되어 용접열영향부의 인성을 저하시키기 때문에 바람직하지 못하다.

·N/B의 비는 10∼40으로 하는 것이 바람직하다.

본 발명에서 N/B비가 10미만이면 용접후 냉각과정중에 구오스테나이트 결정입계에서 다각형의 페라이트 변태를 촉진하는 BN의 석출량이 불충분하며, N/B비가 40초과의 경우에는 그 효과가 포화되며 고용질소량이 증가하여 용접열영향부의 인성을 저하시키기 때문이다.

·Al/N의 비는 2.5∼7로 하는 것이 바람직하다.

본 발명에서 Al/N비가 2.5미만인 경우에는 침상형 페라이트 변태를 유도하기 위한 AlN석출물의 분포가 불충분하고, 용접열영향부의 고용질소량이 증가하여 용접균열이 발생할 가능성이 있으며, Al/N비가 7초과의 경우에는 그 효과가 포화된다.

·(Ti+Zr+2Al+4B)/N의 비는 6.8∼17로 하는 것이 바람직하다.

본 발명에서 (Ti+Zr+2Al+4B)/N의 비가 6.8미만의 경우 용접열영향부의 구오스테나이트 결정립 성장억제, 결정입계에서의 미세한 다각형 페라이트 생성, 고용질소량, 결정입내에서의 침상형 및 다각형의 페라이트 생성 및 조직분율의 제어를 위한 TiN, ZrN, AlN, BN, VN 석출물의 크기 및 분포개수가 불충분하며, (Ti+Zr+2Al+4B)/N이 17초과의 경우에는 그 효과가 포화된다. 만일, V이 첨가되는 경우에는 (Ti+Zr+2Al+4B+V)/N의 비를 7-19로 하는 것이 바람직하다.

상기와 같이 조성되는 강재(모재)와 열영영향부의 인성을 보다 개선시키기 위해 V을 추가로 첨가한다.

·바나듐(V)의 함량은 0.01-0.2%로 제한하는 것이 바람직하다.

V은 N와 결합해 VN을 형성하여 용접열영향부에서 페라이트 형성을 촉진시키는 원소이며, VN는 단독으로 석출하거나 TIN석출물에 석출하여 페라이트 변태를 촉진시킨다. 또한 V은 C과 결합하여 VC를 형성하는데, 이러한 VC탄화물은 페라이트 변태후 페라이트 결정립 성장을 억제하는 역할을 한다. V함유량이 0.01%미만에서는 VN석출량이 작기 때문에 용접열영향부에서 페라이트 변태촉진 효과를 얻기가 힘들다. 한편 0.2%를 초과하면 모재 및 용접열영향부(HAZ)의 인성열화를 초래하고 용접경화성을 향상시켜 용접저온균열 발생위험이 있기 때문에 바람직하지 않다.

또한, V/N의 비는 0.3∼9로 하는 것이 바람직하다. 본 발명에서 V/N비가 0.3미만인 경우에는 용접열영향부 인성개선을 위한 TiN+MnS 복합석출물 경계에 석출하여 분포하는 적정 VN석출물 개수 및 크기를 확보하기 어렵다. V/N비가 9를 초과하는 경우에는 TiN+MnS석출물 경계에 석출하는 VN석출물의 크기가 조대화되어 오히려 TiN+MnS복합석출물 경계에 석출되는 VN석출빈도수가 감소하기 때문에 용접열영향부의 인성에 유효한 페라이트 상분율을 감소시킨다.

상기와 같이 조성되는 강에 본 발명에서는 기계적성질을 보다 향상시키기 위해, Ni, Cu, Nb, Mo, Cr의 그룹에서 선택된 1종 또는 2종이상을 추가로 첨가한다.

·니켈(Ni)의 함량은 0.1-3.0%로 제한하는 것이 바람직하다.

Ni은 고용강화에 의해 모재의 강도와 인성을 향상시키는 유효한 원소이다. 이러한 효과를 얻기 위해서는 Ni함유량이 0.1%이상 함유되는 것이 바람직하지만, 3.0%를 초과하는 경우에는 소입성을 증가시켜 용접열영향부의 인성을 저하시키고 용접열영향부 및 용접금속에서 고온균열의 발생 가능성이 있기 때문에 바람직하지 못하다.

·구리(Cu)의 함량은 0.1-1.5%로 제한하는 것이 바람직하다.

Cu는 기지에 고용되어 고용강화 효과로 인하여 모재강도 및 인성을 확보하기 위해서 유효한 원소이다. 이를 위해서는 Cu함유량이 0.1%이상 함유되어야 하지만, 1.5%를 초과하는 경우에는 용접열영향부에서 소입성을 증가시켜 인성을 저하시키며 용접열영향부 및 용접금속에서 고온균열을 조장시키기 때문에 바람직하지 못하다. 특히, 상기 Cu는 황과 함께 Ti계 산화물 주위에 CuS형태로 석출하여 용접열영향부 인성개선에 유효한 침상형 및 다각형 형상의 페라이트 생성에 영향을 미치는 원소이므로 그 함량을 0.3-1.5%로 하는 것이 바람직하다.

또한 Cu와 Ni을 복합첨가하는 경우 이들의 합계는 3.5%미만으로 하는 것이 바람직하다. 그 이유는 3.5%미만의 경우에 소입성이 커져서 용접열영향부 인성 및용접성에 악영향을 초래하기 때문이다.

·니요븀(Nb)의 함량은 0.01-0.10%로 제한하는 것이 바람직하다.

Nb는 모재 강도확보의 관점에서 유효한 원소로, 이를 위해 0.01%이상 첨가하나, 0.1%를 초과하는 경우에는 조대한 NbC의 단독석출을 초래하여 모재의 인성에 유해하게 되므로 바람직하지 못하다.

·크롬(Cr)은 0.05∼1.0%로 하는 것이 바람직하다.

Cr은 소입성을 증가시키고 또한 강도를 향상시키는데, 그 함유량이 0.05%미만에는 강도를 얻을 수 없고 1.0%를 초과하는 경우 모재 및 HAZ인성열화를 초래한다.

·몰리브덴(Mo)은 0.05-1.0%로 하는 것이 바람직하다.

Mo도 소입성을 증가시키고 또한 강도를 향상시키는 원소로, 그 함유량이 강도확보를 위하여 0.05%이상으로 하지만, HAZ경화 및 용접저온균열을 억제하기 위해서는 Cr과 마찬가지로 상한을 1.0%로 한다.

또한, 본 발명에서는 가열시에 구오스테나이트의 입성장억제를 위해 Ca, REM의 1종 또는 2종을 추가로 첨가한다.

Ca 및 REM은 고온안정성이 우수한 산화물을 형성시켜 모재내에서 가열시 구오스테나이트 결정립 성장을 억제하고 용접열영향부의 인성을 향상시킨다. 또한, Ca은 제강시 조대한 MnS형상을 제어하는 효과가 있다. 이를 위해, 칼슘(Ca)은 0.0005%이상, REM은 0.005%이상 첨가하는 것이 좋으나, Ca이 0.005% REM이 0.05%를 초과하는 경우 대형개재물 및 클러스터(cluster)를 생성시켜 강의 청정도를 해치게 된다. REM으로서는 Ce, La, Y 및 Hf등의 1종 또는 2종이상을 사용하여도 무방하고 어느 것도 상기 효과를 얻을 수 있다.

·강재의 미세조직

본 발명에서 강재는 페라이트+베이나이트의 복합조직으로, 베이나이트의 조직분율은 30-80% 범위를 하는 것이 바람직하다. 그 이유는 30%미만에서는 본 발명의 효과를 보이기 위한 적정 모재강도를 확보하기 어려우며, 80% 초과의 경우에는 모재인성을 확보하기 어렵기 때문이다.

그리고, 페라이트+베이나이트의 복합조직에서 페라이트 결정립 크기를 20㎛이하로 하는 것이 바람직하다. 이는 페라이트의 결정립크기가 20㎛ 보다 클 경우 대입열 용접시 용접열영향부의 오스테나이트 결정립 크기가 80㎛이상이 되어 용접열영향부 인성에 유해하기 때문이다.

·석출물

용접열영향부의 구오스테나이트 결정립은 모재의 오스테나이트 결정립 크기가 일정할 경우 모재에 분포하는 산화물 또는 질화물의 크기 및 그 개수 그리고, 분포에 크게 영향을 받게 된다. 또한, 대입열 이상 용접시(가열온도 1400℃이상) 모재에 분포하는 질화물의 경우 30-40%가 모재로 재고용되어 용접열영향부의 구오스테나이트 결정립 성장 억제효과가 감소하기 때문에, 가열시 모재에 재고용되는 질화물들을 고려한 그 이상의 질화물들의 균일한 분포가 필요하다. 용접열영향부에서 구오스테나이트의 성장을 억제하기 위해서는, 미세한 TiN 석출물을 균일하게 분포시켜 일부 석출물이 조대해지는 오스왈드 라이프닝(Ostwald ripening)현상을 억제하는 것이 중요하다. 이를 위해서는 TiN석출물의 간격을 0.5㎛이하로 제어하여 TiN의 분포를 균일하게 하는 것이 바람직하다.

또한, TiN의 입경 및 임계 갯수를 0.01-0.1㎛ 및 1mm²당 1.0x10⁷개 이상으로 한정하는 것이 바람직하다. 그 이유는 0.01㎛미만에서는 대입열 용접시 대부분 모재에 쉽게 재고용되어 구오스테나이트 결정립의 성장을 억제하는 효과가 미흡해지며, 0.1㎛을 초과하는 경우에는 구오스테나이트 결정립에 대한 피닝(pinning, 결정립 성장억제)효과가 적어지고 조대한 비금속개재물과 같은 거동을 하여 기계적 성질에 유해한 영향을 미치기 때문이다. 또한, 석출물의 갯수가 1mm²당 1.0x10⁷개 미만에서는 대입열이상의 용접시 용접열영향부의 구오스테나이트 결정립 크기를 임계치인인 80㎛이하로 제어하기가 어렵다.

[제조방법]

·정련공정(탈산공정)

일반적으로 강의 정련공정은 정련로(전로, 전기로)에서 1차정련한 다음, 정련로의 용강을 래들(L.F)로 출강하여 2차정련(노외정련)하는데, 용접구조용 강재와 같이 후물재에서는 노외정련다음에 탈가스(RH공정)를 행한다. 보통 탈산은 1차정련과 2차정련에서 이루어진다.

본 발명의 특징은, 이러한 탈산공정에서 용존산소를 적정수준 이하로 조절한 다음 Ti를 첨가함으로써, Ti를 산화물로 형성하지 않고 용강중에 대부분 고용되도록 한다는 점에 있다. 이를 위해서는 Ti보다 탈산력이 큰 원소를 Ti투입전에 투입하여 탈산하는 것이 바람직하다. 탈산제의 탈산력은 아래와 같다.

Cr < Mn < Si < Ti < Al < REM < Zr < Ca ≒ Mg

용존산소량은 산화물의 생성거동에 따라 크게 영향을 받는데, 산소와의 친화력이 큰 탈산제 일수록 용강중 산소와 결합하는 속도가 매우 빠르다. 따라서, Ti을 첨가하기 전에 이 보다 탈산력이 큰 원소를 이용하여 탈산을 행하면, Ti이 산화물을 형성하는 것을 최대한 방지할 수 있는 것이다. 물론, Ti보다 탈산력이 큰 원소(Al)를 투입하기 전에, 강의 5대원소인 Mn, Si 등을 투입하여 탈산하고, 이어서 Al을 투입하여 탈산하면, 탈산제의 투입량을 줄일 수 있어 바람직하다.

한편, 용강중에서 개재물의 부상분리는 일반적으로 다음과 같은 순서로 진행된다고 알려져 있다. (용강중에서 탈산원소의 용해)→(개재물이 핵생성)→(개재물의 성장)→(개재물간의 충돌 등에 의한 계속적인 성장과 부상)→(용강표면에서의 슬래그로의 흡수제거) 즉, 개재물의 종류에 따라 각 단계의 진행속도가 달라지기 때문에, 강탈산원소를 이용하여 탈산하면 보다 쉽게 용존산소량 낮출 수 있다.

본 발명에서는 Ti의 투입전에 강탈산원소를 투입하여 용존산소량을 가능한 낮게 하는데, 용강중에 고용되어 있는 Ti량을 극대화시키기 위해서는 적어도 30ppm이하로 하는 것이 바람직하다. 그 이유는, 상기 용존산소량이 30ppm를 초과하면 Ti첨가시 용강중의 산소와 Ti이 결합하여 Ti산화물이 형성되기 쉬워 고용Ti량이 감소하기 때문이다.

한편, 제강에서 널리 쓰이는 '스토크(stoke)법칙'에 따르면, 개재물의 밀도가 클수록 개재물 부상은 어려워지는데, 제강과정의 탈산과정중 형성되는 개재물은 매우 복잡한 구상형태를 띠고 있어 개재물에 비해 밀도가 크고 부상이 어렵다. 이에 따라 강중에 개재물이 증가하게 되므로, 밀도가 큰 개재물을 형성하는 탈산원소를 투입하는 것이 산화물 분포에 따른 부가적 이점으로 활용할 수 있으나, 본 발명에 있어서 개재물의 밀도차이에 의한 영향은, 본 발명의 효과에 별다른 영향을 미치지 않는다.

본 발명에 따라 용존산소량을 조정한 다음, Ti을 10분이내에 첨가하여 그 함량이 0.005-0.2%가 되도록 하는 것이 바람직하다. 만일, 탈산후 용강중에 Ti이 0.005%미만 함유되어 있으면, 주조과정에서 미세한 TiN을 다량 형성시키기 어렵고, 0.2%보다 많이 함유되어 있으면 그 효과가 포화되고 TiN이 조대화되어 오스테나이트 결정립 억제효과를 기대하기 어렵다. 또한 Ti의 첨가를 10분이내로 하는 이유는, Ti투입후 시간이 경과할수록 Ti산화물이 생성되어 고용 Ti량이 감소하기 때문이다. 정련공정에서 진공탈가스처리('RH')가 행해지는 경우에는, Ti의 첨가를 진공탈가스 처리 전 또는 그 후의 어디에서도 가능하다.

·주조공정

본 발명에서는 상기와 같이 정련처리한 용강을 연속주조하여 슬라브로 만든다. 연속주조는 고질소강에서 주편표면크랙의 발생 가능성이 높다는 점을 고려하여 저속으로 주조하고 2차냉각대에서 약냉조건을 부여하는 것이 생산성 향상측면에서 바람직하다. 2차냉각대에서 냉각조건은 TiN석출물의 미세화와 균일한 분포에도 영향을 미치는 중요한 인자이다.

본 발명의 연구에 따르면, 연속주조속도는 저속인 1.2m/min이하 보다 바람직하게는 약 0.9∼1.2m/min으로 하는 것이다. 그 이유는 주조속도가 0.9m/min미만의경우에 주편표면크랙에는 유리하나 생산성이 떨어지며, 1.2m/min 보다 빠르면 주편표면크랙 발생가능성이 높다.

또한, 2차냉각대에서 비수량은 가능한 약냉 즉, 0.3∼0.35ℓ/kg으로 하는 것이 좋다. 비수량이 0.3ℓ/kg 미만의 경우 TiN석출물의 조대화로 본 발명의 효과를 보이기 위한 TiN의 적정 크기 및 개수를 제어하기 어렵다. 또한, 비수량이 0.35ℓ/kg를 초과할 경우 TiN 석출물의 석출빈도수가 적어 본 발명의 효과를 보이기 위한 TiN석출물 개수, 크기 등을 제어하기 어렵다.

·열간압연공정

본 발명에서 상기 슬라브를 1100-1250℃에서 60-180분간 가열한다. 1100℃미만에서는 용질원자들가 확산되는 속도가 작기 때문에 TiN석출물의 개수가 작기 때문에 문제가 있으며, 1250℃를 초과할 경우에는 Ti계 석출물 등이 조대화되거나 분해되어, 석출물들이 석출물 개수가 감소하기 때문에 바람직하지 못하다. 한편, 가열시간 60분미만에서는 용질원자들의 편석저감 효과가 없으며 또한 용질원자가 확산하여 석출물을 형성할 충분한 시간이 부족하기 때문에 바람직하지 못하다. 또한 가열시간이 180분을 초과할 경우 오스테나이트 결정입도의 조대화가 일어나며 작업생산성 측면에서도 바람직하지 못하다.

상기와 같이 가열한 다음, 오스테나이트 재결정역 온도에서 40% 이상의 압연비로 열간압연하는 것이 바람직하다. 오스테나이트 재결정역온도는 강조성과 그 이전의 압하량 등에 영향을 받는데, 본 발명의 강조성에 통상의 압하량을 고려할 때 오스테나이트 재결정역 온도는 약 1050∼850℃구간이다. 이 구간에서 적어도 40%이상의 압연비를 부여하여야 하는데, 만일 압연비가 40%미만인 경우에는 오스테나이트 입내의 페라이트 핵생성 자리가 부족하여 오스테나이트 재결정에 의한 페라이트 결정립 미세화 효과가 미흡하고, 용접시 용접열영향부의 인성에 유효한 영향을 미치는 석출물 거동에 영향을 미치게 된다.

열간압연시 오스테나이트 결정립크기는 재가열로에서의 온도와 시간 그리고, 압연량 등에 영향을 받는데, 이 오스테나이트의 결정립크기는 소입성에 영향을 미치므로 이를 제어하면 원하는 베이나이트 분율을 얻을 수 있다. 베이나이트 분율을 높이고자 하는 경우에는 오스테나이트의 결정립크기를 10㎛이상으로 하는 것이 권장되나, 오스테나이트 결정립크기가 50㎛ 보다 커지게 되면 변태시 소입성이 너무 커져서 마르텐사이트 변태가 일어날 가능성이 높다.

본 발명에서 열간압연후 베이나이트 변태 종료온도±10℃까지 5-20℃/sec의 범위로 냉각속도를 제한하는 이유는 다음과 같다. 본 발명강의 상 변태는 베이나이트 변태 종료온도±10℃ 이내 구간에서 발생하기 때문에 이 구간까지는 냉각속도를 제어해야 한다. 가속냉각속도가 5℃/sec미만의 경우에는 본 발명의 효과를 보이기 위한 베이나이트 상분율 확보가 어려우며, 20℃/sec초과의 경우에는 마르텐사이트상분율이 증가하여 모재 인성에 유해하다.

본 발명에서 강의 주조는 연속주조 또는 금형주조에 의해 슬라브를 제조할 수 있다. 이때 냉각속도가 빠르면 석출물을 미세분산시키기 유리하므로 냉각속도가 빠른 연속주조가 바람직하다. 또한 같은 이유로 슬라브는 두께가 얇은편이 유리하다. 그리고, 이 슬라브를 본 발명에 따라 침질처리한 다음에 열간압연공정에서 사용자 용도에 따라 핫챠지(hot charge)압연 및 직접(direct)압연을 적용할 수도 있고, 공지된 제어압연, 제어냉각 등의 각종 기술을 적용할 수 있다. 또한, 본 발명에 따라 제조된 열간압연판의 기계적 성질을 개선하기 위해 열처리를 적용할 수도 있다. 그러나, 이와 같이 공지의 기술들을 본 발명에 적용하더라도 이는 본 발명의 단순한 변경으로서 실질적으로 본 발명의 기술사상의 범위내라고 해석하는 것은 당연하다.

이하, 본발명을 실시예를 통하여 구체적으로 설명한다.

[실시예]

표 1과 같은 성분 조성을 갖는 강종들을 시료로 하여 전로에서 용해하여 연속주조법에 의해 슬라브로 제조하였으며, 이때 본 발명의 효과를 보이기 위한 강종별 합금성분 원소간의 구성비를 표 3에 나타내었다. 강종별 정련조건과 주조조건 그리고, 슬라브의 응고속도, 슬라브 가열온도, 가열시간, 압연개시온도 및 종료온도, 압하량, 압연공정에서 두께 25∼40mm로 제조된 압연재의 냉각속도는 표 2, 4에나타내었다. 이때, 전 강종의 압연시 압하비는 75%이상으로 하였다.

상기와 같이 열간압연된 판재들로부터 모재의 기계적 성질을 평가하기 위한 시험편들은 압연재의 판두께 중앙부에서 채취하였으며 인장시험편은 압연방향, 그리고 샤피(Charpy)충격시편은 압연방향과 수직한 방향에서 채취하였다.

인장시험편은 KS규격(KS B 0801) 4호 시험편을 이용하였으며 인장시험은 크로스 헤드 스피드(cross head speed) 5mm/mim에서 시험하였다. 충격시험편은 KS(KS B 0809) 3호 시험편에 준하여 제조하였으며 이때 노치방향은 모재의 경우 압연방향의 측면 (L-T)에서 가공하였으며 용접재의 경우 용접선 방향으로 가공하였다. 또한 용접열영향부의 최고가열온도에 따른 오스테나이트 결정립 크기를 조사하기 위하여 재현용접 모사시험장치(simulator)를 사용하여 최고가열온도(1200∼1400℃)까지 140℃/sec조건으로 가열시킨후 1초간 유지한 다음, He 가스를 이용하여 급냉시켰다. 급냉시킨 시험편을 연마하고 부식하여 최고가열온도조건에서의 오스테나이트 결정입도를 KS구격 (KS D 0205)에 의해 측정하였다.

냉각후 미세조직의 분석 및 용접영향부의 인성에 중요한 영향을 미치는 석출물과 산화물의 크기와 갯수 그리고 간격은 화상분석기(image analyzer)와 전자현미경을 이용한 포인트 카운팅(point counting)법으로 측정하였다. 이때, 피검면은 100mm²을 기준으로 하여 평가하였다.

용접열영향부의 충격인성 평가는 실제 용접입열량에 상당하는 약 80kJ/cm, 150kJ/cm, 250kJ/cm에 상당하는 용접조건, 즉 최고가열온도를 1400℃로 가열한후 800-500℃의 냉각시간이 각각 60초, 120초, 180초인 용접 열사이클을 부여한 다음, 시험편 표면을 연마하고 충격시험편으로 가공하여 -40℃에서 샤피충격시험을 통하여 평가하였다.

	화학조성(중량%)
	C	Si	Mn	P	S	Al	Ti	B(ppm)	N(ppm)	W	Zr	Cu	Ni	Cr	Mo	Nb	V	Ca	REM	O(ppm)
발명강1	0.12	0.13	1.54	0.006	0.005	0.04	0.014	7	120	0.005	0.01	0.1	-	-	-	-	0.01	-	-	11
발명강2	0.07	0.12	1.71	0.006	0.006	0.07	0.05	10	280	0.002	0.02	-	0.2	-	-	-	0.01	-	-	12
발명강3	0.14	0.10	1.9	0.006	0.008	0.06	0.015	3	110	0.003	0.01	-	-	-	-	-	0.02	-	-	10
발명강4	0.10	0.12	1.80	0.006	0.007	0.02	0.02	5	80	0.001	0.01	0.1	-	-	-	-	0.05	-	-	9
발명강5	0.08	0.15	2.0	0.006	0.006	0.09	0.05	15	300	0.002	0.02	-	-	0.1	-	-	0.05	-	-	12
발명강6	0.10	0.14	2.0	0.007	0.005	0.025	0.02	10	100	0.004	0.01	-	-	-	0.1	-	0.09	-	-	9
발명강7	0.13	0.14	1.6	0.007	0.007	0.04	0.015	8	115	0.15	0.01	0.1	-	-	-	-	0.02	-	-	11
발명강8	0.11	0.15	1.52	0.007	0.006	0.06	0.018	10	120	0.001	0.005	-	-	-	-	0.015	0.01	-	-	10
발명강9	0.13	0.21	1.42	0.007	0.005	0.025	0.02	4	90	0.002	0.01	-	-	0.1	-	-	0.02	0.001	-	12
발명강10	0.07	0.16	2.0	0.008	0.010	0.045	0.025	6	100	0.05	0.005	-	0.3	-	-	0.01	0.02	-	0.01	11
발명강11	0.11	0.21	1.48	0.007	0.006	0.047	0.019	11	130	0.01	0.005	-	0.1	-	-	-	-	-	-	15
종래강1	0.05	0.13	1.31	0.002	0.006	0.0014	0.009	1.6	22	-	-	-	-	-	-	-	-	-	-	22
종래강2	0.05	0.11	1.34	0.002	0.003	0.0036	0.012	0.5	48	-	-	-	-	-	-	-	-	-	-	32
종래강3	0.13	0.24	1.44	0.012	0.003	0.0044	0.010	1.2	127	-	-	0.3	-	-	-	0.05	-	-	-	138
종래강4	0.06	0.18	1.35	0.008	0.002	0.0027	0.013	8	32	-	-	-	-	0.14	0.15	-	0.028	-	-	25
종래강5	0.06	0.18	0.88	0.006	0.002	0.0021	0.013	5	20	-	-	0.75	0.58	0.24	0.14	0.015	0.037	-	-	27
종래강6	0.13	0.27	0.98	0.005	0.001	0.001	0.009	11	28	-	-	0.35	1.15	0.53	0.49	0.001	0.045	-	-	25
종래강7	0.13	0.24	1.44	0.004	0.002	0.02	0.008	8	79	-	-	0.3	-	-	-	0.036	-	-	-	-
종래강8	0.07	0.14	1.52	0.004	0.002	0.002	0.007	4	57	-	-	0.32	0.35	-	-	0.013	-	-	-	-
종래강9	0.06	0.25	1.31	0.008	0.002	0.019	0.007	10	91	-	-	-	-	0.21	0.19	0.025	0.035	-	-	-
종래강10	0.09	0.26	0.86	0.009	0.003	0.046	0.008	15	142	-	-	-	1.09	0.51	0.36	0.021	0.021	-	-	-
종래강11	0.14	0.44	1.35	0.012	0.012	0.030	0.049	7	89	-	-	-	-	-	-	-	0.069	-	-	-
·종래강(1, 2, 3)은 일본공개특허공보 평9-194990의 발명강(5, 32, 55)·종래강(4, 5, 6)은 일본공개특허공보 평10-298708호의 발명강(14, 24, 28)·종래강(7, 8, 9, 10)은 일본공개특허공보 평8-60292호의 발명강(48, 58, 60, 61)임·종래강(11은 일본공개특허공보 평11-140582호의 발명강 F임

사용강종	구분	1차탈산순서	Al첨가후용존산소량(ppm)	탈산종료후 Ti첨가량(%)	주조속도(m/min)	비수량(ℓ/kg)
발명강1	발명재1	Mn→Si	19	0.014	1.1	0.32
	발명재2	Mn→Si	18	0.014	1.1	0.32
	발명재3	Mn→Si	18	0.014	1.1	0.32
	비교재1	Mn→Si	32	0.014	1.1	0.32
	비교재2	Mn→Si	58	0.014	1.1	0.32
발명강2	발명재4	Mn→Si	16	0.05	1.0	0.35
발명강3	발명재5	Mn→Si	15	0.015	1.0	0.35
발명강4	발명재6	Mn→Si	15	0.02	1.0	0.35
발명강5	발명재7	Mn→Si	12	0.05	1.2	0.30
발명강6	발명재8	Mn→Si	17	0.02	1.2	0.30
발명강7	발명재9	Mn→Si	18	0.015	1.1	0.32
발명강8	발명재10	Mn→Si	14	0.018	1.1	0.32
발명강9	발명재11	Mn→Si	19	0.02	1.1	0.32
발명강10	발명재12	Mn→Si	22	0.025	1.0	0.35
발명강11	발명재13	Mn→Si	20	0.019	1.0	0.35
종래강(1-11)은 제조조건이 구체적으로 기재되어 있지 않음

	본 발명의 효과를 보이기 위한 합금원소 구성비
	Ti/N	Zr/N	N/B	Al/N	V/N	(Ti+Zr+2Al+4B+V)/N
발명재1	1.2	0.8	17.1	3.3	0.8	9.7
발명재2	1.2	0.8	17.1	3.3	0.8	9.7
발명재3	1.2	0.8	17.1	3.3	0.8	9.7
발명재4	1.8	0.7	28.0	2.5	0.4	8.0
발명재5	1.4	0.9	36.7	5.5	1.8	15.1
발명재6	2.5	1.3	16.0	2.5	6.3	15.3
발명재7	1.7	0.7	20.0	3.0	1.7	10.2
발명재8	2.0	1.0	10.0	2.5	9.0	17.4
발명재9	1.3	0.9	14.4	3.5	1.7	11.1
발명재10	1.5	0.4	12.0	5.0	0.8	13.1
발명재11	2.2	1.1	22.5	2.8	2.2	11.3
발명재12	2.5	0.5	16.7	4.5	2.0	14.2
발명재13	1.5	0.4	11.8	3.6	-	9.4
종래강1	4.1	-	13.8	0.6	-	5.7
종래강2	2.5	-	96.0	0.8	-	4.0
종래강3	0.8	-	105.8	0.4	-	1.5
종래강4	4.1	-	4.0	0.8	8.8	15.5
종래강5	6.5	-	4.0	1.1	18.5	28.1
종래강6	3.2	-	2.6	0.4	16.1	21.6
종래강7	1.0	-	9.9	2.5	-	6.5
종래강8	1.2	-	14.3	0.4	-	2.2
종래강9	0.8	-	9.1	2.1	3.9	9.2
종래강10	0.6	-	9.5	3.2	1.5	8.9
종래강11	5.5	-	12.7	3.4	7.8	20.3

사용강종	구분	가열온도(℃)	가열시간(min)	압연개시온도(℃)	압연종료온도(℃)	재결정역에서의 압하량/누적압하량(%)	냉각속도(℃/sec)	냉각종료온도(℃)
발명재2	발명예1	1150	170	1030	780	65/80	17	450
	발명예2	1200	130	1040	790	65/80	17	450
	발명예3	1240	90	1040	780	65/80	17	450
	비교예1	1050	60	1040	780	65/80	17	450
	비교예2	1300	250	1035	780	65/80	17	450
발명재1	발명예4	1200	130	1020	790	65/80	16	450
발명재3	발명예5	1200	130	1040	790	65/80	16	450
비교재1	비교예3	1210	120	1030	780	65/80	0.1	상온
비교재2	비교예4	1210	120	1030	790	65/80	35	상온
발명재4	발명예6	1180	150	1020	790	60/80	17	450
발명재5	발명예7	1190	140	1010	800	60/80	18	450
발명재6	발명예8	1220	110	1010	810	60/75	17	450
발명재7	발명예9	1220	110	1020	800	60/75	20	450
발명재8	발명예10	1210	120	1010	790	60/75	20	450
발명재9	발명예11	1220	110	1000	780	55/70	20	450
발명재10	발명예12	1210	120	1010	790	55/70	19	450
발명재11	발명예13	1230	100	1000	800	55/70	18	450
발명재12	발명예14	1220	110	1020	780	55/70	20	450
발명재13	발명예15	1210	130	1020	780	65/75	20	450
종래강11	1200	-	Ar₃이상	960	80	방냉
종래강(1-10)의 제조조건은 구체적으로 제시되어 있지 않음

구분	TiN 석출물 특성	모재 조직 특성	모재 기계적 성질
구분	개수(개/mm²)	평균 크기(㎛)	간격(㎛)	AGS	FGS	베이나이트분율(%)	두께(mm)	항복강도(MPa)	인장강도(MPa)	연신율(%)	-40℃충격인성(J)
발명예1	2.3X10⁸	0.016	0.26	37	16	42	20	554	673	35	364
발명예2	3.1X10⁸	0.017	0.26	35	15	45	20	595	681	36	355
발명예3	2.5X10⁸	0.012	0.24	33	14	40	20	596	680	36	358
비교예1	4.3X10⁴	0.154	1.4	38	27	40	20	593	684	28	212
비교예2	5.4X10⁴	0.155	1.5	34	23	38	20	592	680	29	189
발명예4	3.2X10⁸	0.025	0.35	35	16	45	25	596	688	35	358
발명예5	2.6X10⁸	0.013	0.32	34	16	43	25	596	682	35	349
비교예3	5.4X10⁶	0.159	1.2	48	28	5	25	392	448	28	362
비교예4	5.4X10⁶	0.148	1.3	44	27	12	25	753	892	22	156
발명예6	3.3X10⁸	0.026	0.42	35	16	43	25	590	683	35	230
발명예7	4.6X10⁸	0.024	0.45	46	15	38	30	590	684	35	346
발명예8	4.3X10⁸	0.014	0.35	35	16	39	30	592	682	36	352
발명예9	5.6X10⁸	0.028	0.36	35	16	41	30	591	686	36	348
발명예10	5.2X10⁸	0.021	0.35	45	18	40	30	594	686	35	358
발명예11	3.7X10⁸	0.029	0.29	34	17	42	35	590	696	36	362
발명예12	3.2X10⁸	0.025	0.25	46	18	41	35	596	682	35	347
발명예13	3.2X10⁸	0.024	0.34	35	16	40	35	587	668	36	362
발명예14	3.2X10⁸	0.025	0.35	45	17	46	35	588	659	35	350
발명예15	3.2X10⁸	0.023	0.36	34	16	47	30	582	662	38	364
종래강1							35	406	436	-
종래강2							35	405	441	-
종래강3					25	629	681	-
종래강4	MgO-TiN의 석출물 3.03×10⁶개/mm²				40	472	609	32
종래강5	MgO-TiN의 석출물 4.07×10⁶개/mm²				40	494	622	32
종래강6	MgO-TiN의 석출물 2.80×10⁶개/mm²				50	812	912	28
종래강7							25	629	681	-
종래강8							50	504	601	-
종래강9							60	526	648	-
종래강10							60	760	829	-
종래강11	0.2㎛이하 11.1×10³				50	401	514	18.3

표 5 나타낸 바와 같이, 본 발명에 의해 제조된 열간압연재의의 TiN 석출물의 개수는 1.0X10⁸개/mm²이상의 범위를 가지고 있는데 반해, 종래강의 경우는 1.0 X10⁷개/mm²이하의 범위를 보이고 있다. 또한, 발명재에는 50-100nm의 ZrN의 석출물이 존재하는 것이 확인되었다. 한편 본 발명강의 모재조직구성에 있어서 본 발명강의 경우 베이나이트와 미세한 페라이트로 구성되어 있다.

구분	용접열영향부 오스테나이트결정립 크기(㎛)	100kJ/cm입열량의용접열영향부미세조직	재현 용접열영향부-40℃ 충격 인성(J)(최고가열온도:1400℃)
	1200(℃)	1300(℃)	1400(℃)	페라이트 상분율(%)	페라이트평균결정립크기(㎛)	Δt_800-500=60초	Δt_800-500=120초	Δt_800-500=180초
	1200(℃)	1300(℃)	1400(℃)	페라이트 상분율(%)	페라이트평균결정립크기(㎛)	충격인성(J)	천이온도(℃)	충격인성(J)	천이온도(℃)	충격인성(J)	천이온도(℃)
발명예1	23	34	56	74	15	372	-74	332	-67	293	-63
발명예2	22	35	55	77	13	384	-76	350	-69	302	-64
발명예3	23	35	56	75	13	366	-72	330	-67	295	-63
비교예1	54	86	182	38	24	124	-43	43	-34	28	-28
비교예2	65	92	198	36	26	102	-40	30	-32	17	-25
발명예4	25	38	63	76	14	353	-71	328	-68	284	-65
발명예5	26	41	57	78	15	365	-71	334	-67	295	-62
비교예3	56	80	178	40	26	108	-39	56	-32	24	-24
비교예4	63	88	184	39	28	64	-28	39	-30	10	-21
발명예6	25	32	53	75	14	383	-73	354	-69	303	-63
발명예7	24	35	55	77	14	365	-71	337	-67	292	-63
발명예8	27	37	53	74	13	362	-71	339	-67	296	-62
발명예9	24	36	52	78	15	368	-72	330	-67	284	-63
발명예10	22	34	53	75	14	383	-72	345	-66	293	-63
발명예11	26	35	64	75	14	356	-71	328	-68	282	-68
발명예12	27	39	64	74	15	353	-71	321	-67	276	-62
발명예13	23	38	68	74	14	354	-71	320	-67	254	-62
발명예14	25	35	64	70	15	342	-71	326	-67	248	-63
발명예15	23	36	53	76	16	349	-72	332	-68	293	-94
종래강1							-58
종래강2							-55
종래강3							-54
종래강4	230	93						132(0℃)
종래강5	180	87						129(0℃)
종래강6	250	47						60(0℃)
종래강7							-60				-61
종래강8							-59				-48
종래강9							-54				-42
종래강10							-57				-45
종래강11								219(0℃)

표 6 에서는 본 발명강 및 종래강의 용접열영향부 물성을 나타낸 것이다. 용접열영향부와 같은 최고가열온도 1400℃조건에서의 오스테나이트 결정립 크기를 보면 본 발명의 경우 52-64㎛의 범위를 갖는 반면, 종래재의 경우 약 180㎛이상의 매우 조대한 범위를 가자는 것을 알 수 있다. 따라서 본 발명강에서는 용접시 용접열영향부의 오스테나이트 결정립 억제 효과가 매우 우수한 것임을 잘 알 수 있다. 또한, 100kJ/cm의 용접입열량에서 본 발명의 경우 열영향부의 상분율이 약 70%이상으로 구성되어 있다.

상술한 바와 같이, 본 발명은 모재의 미세조직을 베이나이트와 페라이트의 복합조직으로 만들어 고강도의 모재물성을 가지도록 하는 한편, TiN석출물과 ZrN의 석출물을 이용함으로써 우수한 대입열 용접열영향부 인성을 동시에 확보할 수 있는 용접용 구조용강을 제공할 수 있는 것이다.

Claims

중량%로 C:0.03-0.17%, Si:0.01-0.5%, Mn:0.4-2.0%, Ti:0.005-0.2%, Al: 0.0005-0.1%, Zr:0.001-0.03%, N:0.008-0.030%, B:0.0003-0.01%, W:0.001-0.2%, P:0.03%이하, S:0.03%이하, O:0.01%이하, 1.2≤Ti/N≤2.5, 0.3≤Zr/N≤2.0, 10≤N/B≤40, 2.5≤Al/N≤7, 6.8≤(Ti+Zr+2Al+4B)/N≤17을 만족하고 나머지 Fe 및 기타 불순물로 조성되고, 미세조직이 30∼80%의 베이나이트와 나머지 20㎛이하의 페라이트로 이루어지는 TiN과 ZrN의 석출물을 갖는 용접구조용 강재.
제 1항에 있어서, 상기 강재에는 V이 0.01∼0.2% 함유되고, V와 N의 비(V/N)가 0.3∼9 그리고, 7≤(Ti+Zr+2Al+4B+V)/N≤19를 만족함을 특징으로 하는 TiN과 ZrN의 석출물을 갖는 용접구조용 강재.
제 1항 또는 제 2항에 있어서, 상기 강재에는 Ni:0.1∼3.0%, Cu:0.1∼1.5%, Nb:0.01∼0.1%, Mo:0.05∼1.0%, Cr:0.05∼1.0%의 그룹에서 선택된 1종 또는 2종 이상 그리고, Ca:0.0005-0.005%, REM:0.005∼0.05%의 그룹에서 선택된 1종 또는 2종이 함유되는 것을 특징으로 하는 TiN과 ZrN의 석출물을 갖는 용접구조용 강재.
제 1항 또는 제 2항에 있어서, 상기 강재에는 ZrN의 석출물과 크기가 0.01-0.1㎛인 TiN석출물이 0.5㎛이하의 간격으로 1.0x10⁷개/㎟ 이상 분포됨을 특징으로하는 TiN과 ZrN의 석출물을 갖는 용접구조용 강재.
중량%로 C:0.03-0.17%, Si:0.01-0.5%, Mn:0.4-2.0%, Ti:0.005-0.2%, Al: 0.0005-0.1%, Zr:0.001-0.03%, N:0.008-0.030%, B:0.0003-0.01%, W:0.001-0.2%, P:0.03%이하, S:0.03%이하, O:0.01%이하, 1.2≤Ti/N≤2.5, 0.3≤Zr/N≤2.0, 10≤N/B≤40, 2.5≤Al/N≤7, 6.8≤(Ti+Zr+2Al+4B)/N≤17을 만족하고 나머지 Fe 및 기타 불순물로 조성되는 강슬라브를 1100-1250℃범위에서 60-180분간 가열한 후에 오스테나이트 재결정역에서 40%이상의 압연비로 열간압연한 다음, 베이나이트변태 종료온도±10℃까지는 5∼20℃/sec의 속도로 냉각하는 것을 포함하여 이루어지는 TiN과 ZrN의 석출물을 갖는 용접구조용 강재의 제조방법.
제 5항에 있어서, 상기 강재에는 V이 0.01∼0.2% 함유되고, V와 N의 비(V/N)가 0.3∼9 그리고, 7≤(Ti+Zr+2Al+4B+V)/N≤19를 만족함을 특징으로 하는 TiN과 ZrN의 석출물을 갖는 용접구조용 강재의 제조방법.
제 5항 또는 제 6항에 있어서, 상기 강재에는 Ni:0.1∼3.0%, Cu:0.1∼1.5%, Nb:0.01∼0.1%, Mo:0.05∼1.0%, Cr:0.05∼1.0%의 그룹에서 선택된 1종 또는 2종 이상 그리고, Ca:0.0005-0.005%, REM:0.005∼0.05%의 그룹에서 선택된 1종 또는 2종이 함유되는 것을 특징으로 하는 TiN과 ZrN의 석출물을 갖는 용접구조용 강재의 제조방법.
제 5항에 있어서, 상기 강슬라브는 용강에 Ti 보다 탈산력이 큰 Al, REM, Zr, Ca, Mg의 그룹에서 선택된 탈산원소를 Ti투입전에 투입하여 용강의 용존산소를 30ppm이하로 탈산하고, Ti의 함량이 0.005-0.2%가 되도록 10분 이내로 첨가한 다음 연속주조하여 만든 것임을 특징으로 하는 TiN과 ZrN의 석출물을 갖는 용접구조용 강재의 제조방법.
제 5항 또는 제8항에 있어서, 상기 슬라브의 연속주조는 용강을 0.9∼1.2m/min의 속도로 연속주조하면서 2차냉각대에서 0.3∼0.35ℓ/kg의 비수량으로 약냉함을 특징으로 하는 TiN과 ZrN의 석출물을 갖는 용접구조용 강재의 제조방법.