KR101412432B1

KR101412432B1 - 압력용기 강재 제조 방법

Info

Publication number: KR101412432B1
Application number: KR1020120070306A
Authority: KR
Inventors: 박기정; 김규태; 윤동현; 고상기
Original assignee: 현대제철 주식회사
Priority date: 2012-06-28
Filing date: 2012-06-28
Publication date: 2014-06-27
Also published as: KR20140003009A

Abstract

합금성분 조절 및 공정 조건의 제어를 통하여, 원유에 포함되는 황화수소(H₂S) 성분에 의한 수소유기균열(HIC)을 억제할 수 있는 압력용기용 강재 및 그 제조 방법에 대하여 개시한다.
본 발명에 따른 압력용기용 강재 제조 방법은 (a) 중량%로, 탄소(C) : 0.14 ~ 0.18%, 실리콘(Si) : 0.3 ~ 0.4%, 망간(Mn) : 1.1 ~ 1.3%, 가용성 알루미늄(S_Al) : 0.01 ~ 0.05%, 구리(Cu) : 0.1 ~ 0.2%, 니오븀(Nb) : 0.01 ~ 0.02%, 보론(B) : 0.0001 ~ 0.0005%, 니켈(Ni) : 0.15 ~ 0.25%, 크롬(Cr) : 0.15 ~ 0.25%, 칼슘(Ca) : 0.0015 ~ 0.0040%, 질소(N) : 0.005% 이하, 수소(H) : 0.0003% 이하 및 나머지 철(Fe)과 기타 불가피한 불순물로 이루어지는 강 슬라브를 SRT(Slab Reheating Temperature) : 1100 ~ 1250℃로 재가열하는 단계; (b) 상기 재가열된 강 슬라브를 FRT(Finish Rolling Temperature) : 850 ~ 950℃ 조건으로 열간압연하는 단계; (c) 상기 열간압연된 강을 상온까지 1차 냉각하는 단계; (d) 상기 1차 냉각된 강을 노멀라이징 열처리하는 단계; 및 (e) 상기 노멀라이징 열처리된 강재를 수직 방향으로 적치하여 2차 냉각하는 단계;를 포함하는 것을 특징으로 한다.

Description

압력용기 강재 제조 방법{METHOD OF MANUFACTURING STEEL}

본 발명은 압력용기 강재 및 그 제조 방법에 관한 것으로, 강중에 첨가되는 수소(H)의 함량을 낮추고 탄소(C)의 확산을 통해 펄라이트를 분해시킴으로써, 황화수소(H₂S) 성분에 의한 수소유기균열(HIC)을 미연에 억제할 수 있는 압력용기용 강재 및 그 제조 방법에 관한 것이다.

황화수소(H₂S) 성분은 강재에 수소유기균열(HIC)을 일으켜 용기를 파단시키는 치명적인 성분이다. 이러한 황화수소(H₂S)에 대한 저항성이 높은 강재를 내 SOUR재라고 한다. 최근 석유자원의 고갈로 인해 내 수소유기균열(HIC) 특성은 우수하면서 강도가 높은 압력용기 강재에 대한 수요가 늘어나고 있다.

그러나, 강도를 높이기 위해서는 내 SOUR 특성을 저하시키는 탄소(C), 니오븀(Nb) 등 같은 강화원소의 첨가가 불가피하다. 종래의 강재에서는 MnS 및 Nb 개재물이 주로 수소유기균열의 시발점(initiation site)으로 작용하였다.

관련 선행문헌으로는 대한민국 공개특허공보 제10-2010-0021273호(2010.02.24. 공개)가 있으며, 상기 문헌에는 고탄소 열연강판 및 그 제조방법이 기재되어 있다.

본 발명의 목적은 수소유기균열을 전파시키는 펄라이트 밴드를 분해시키기 위해 노멀라이징 열처리 후 냉각속도를 억제하여 강중에 첨가되는 수소(H)의 함량을 낮추고 탄소(C)의 확산을 통해 펄라이트를 분해시킴으로써, 황화수소(H₂S) 성분에 의한 수소유기균열(HIC)을 미연에 억제할 수 있는 압력용기용 강재를 제조하는 방법을 제공하는 것이다.

본 발명의 다른 목적은 상기 방법으로 제조되어, 황화수소(H₂S) 성분에 의한 내 수소유기균열(HIC)이 발생을 미연에 방지할 수 있을 뿐만 아니라, 인장강도(TS) : 450 ~ 585MPa 및 항복강도(YS) : 240MPa 이상을 만족하는 압력용기 강재를 제공하는 것이다.

상기 목적을 달성하기 위한 본 발명의 실시예에 따른 압력용기 강재 제조 방법은 (a) 중량%로, 탄소(C) : 0.14 ~ 0.18%, 실리콘(Si) : 0.3 ~ 0.4%, 망간(Mn) : 1.1 ~ 1.3%, 가용성 알루미늄(S_Al) : 0.01 ~ 0.05%, 구리(Cu) : 0.1 ~ 0.2%, 니오븀(Nb) : 0.01 ~ 0.02%, 보론(B) : 0.0001 ~ 0.0005%, 니켈(Ni) : 0.15 ~ 0.25%, 크롬(Cr) : 0.15 ~ 0.25%, 칼슘(Ca) : 0.0015 ~ 0.0040%, 질소(N) : 0.005% 이하, 수소(H) : 0.0003% 이하 및 나머지 철(Fe)과 기타 불가피한 불순물로 이루어지는 강 슬라브를 SRT(Slab Reheating Temperature) : 1100 ~ 1250℃로 재가열하는 단계; (b) 상기 재가열된 강 슬라브를 FRT(Finish Rolling Temperature) : 850 ~ 950℃ 조건으로 열간압연하는 단계; (c) 상기 열간압연된 강을 상온까지 1차 냉각하는 단계; (d) 상기 1차 냉각된 강을 노멀라이징 열처리하는 단계; 및 (e) 상기 노멀라이징 열처리된 강을 수직 방향으로 적치하여 2차 냉각하는 단계;를 포함하는 것을 특징으로 한다.

또한, 상기 강 슬라브에는 인(P) : 0.006 중량% 이하 및 황(S) : 0.0008 중량% 이하 중 1종 이상이 포함되어 있을 수 있다.

상기 다른 목적을 달성하기 위한 본 발명의 실시예에 따른 압력용기 강재는 중량%로, 탄소(C) : 0.14 ~ 0.18%, 실리콘(Si) : 0.3 ~ 0.4%, 망간(Mn) : 1.1 ~ 1.3%, 가용성 알루미늄(S_Al) : 0.01 ~ 0.05%, 구리(Cu) : 0.1 ~ 0.2%, 니오븀(Nb) : 0.01 ~ 0.02%, 보론(B) : 0.0001 ~ 0.0005%, 니켈(Ni) : 0.15 ~ 0.25%, 크롬(Cr) : 0.15 ~ 0.25%, 칼슘(Ca) : 0.0015 ~ 0.0040%, 질소(N) : 0.005% 이하, 수소(H) : 0.0003% 이하 및 나머지 철(Fe)과 기타 불가피한 불순물로 이루어지며, 인장강도(TS) : 450 ~ 585MPa 및 항복강도(YS) : 240MPa 이상을 갖는 것을 특징으로 한다.

또한, 상기 강재는 인(P) : 0.006 중량% 이하 및 황(S) : 0.0008 중량% 이하 중 1종 이상을 포함할 수 있다.

본 발명에 따른 압력용기용 강재 및 그 제조 방법은 수소유기균열을 전파시키는 펄라이트 밴드를 분해시키기 위해 노멀라이징 열처리 후 냉각속도를 억제하여 강중에 첨가되는 수소(H)의 함량을 낮추고 탄소(C)의 확산을 통해 펄라이트를 분해시킴으로써, 황화수소(H₂S) 성분에 의한 수소유기균열(HIC)을 미연에 억제할 수 있다.

이를 통해, 본 발명에 따른 압력용기용 강재 및 그 제조 방법은 황화수소(H₂S) 성분에 의한 내 수소유기균열(HIC)의 발생을 최대한 억제할 수 있을 뿐만 아니라, 인장강도(TS) : 450 ~ 585MPa 및 항복강도(YS) : 240MPa 이상을 만족할 수 있다.

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

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 압력용기용 강재 및 그 제조 방법에 관하여 상세히 설명하면 다음과 같다.

압력용기용 강재

본 발명에 따른 압력용기용 강재는 합금 성분 조절 및 공정 조건 제어를 통하여, 인장강도(TS) : 450 ~ 585MPa 및 항복강도(YS) : 240MPa 이상을 갖는 것을 목표로 한다.

이를 위하여, 본 발명에 따른 압력용기용 강재는 중량%로, 탄소(C) : 0.14 ~ 0.18%, 실리콘(Si) : 0.3 ~ 0.4%, 망간(Mn) : 1.1 ~ 1.3%, 가용성 알루미늄(S_Al) : 0.01 ~ 0.05%, 구리(Cu) : 0.1 ~ 0.2%, 니오븀(Nb) : 0.01 ~ 0.02%, 보론(B) : 0.0001 ~ 0.0005%, 니켈(Ni) : 0.15 ~ 0.25%, 크롬(Cr) : 0.15 ~ 0.25%, 칼슘(Ca) : 0.0015 ~ 0.0040%, 질소(N) : 0.005% 이하, 수소(H) : 0.0003% 이하 및 나머지 철(Fe)과 기타 불가피한 불순물로 이루어지며, 인장강도(TS) : 450 ~ 585MPa 및 항복강도(YS) : 240MPa 이상을 갖는 것을 특징으로 한다.

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

탄소(C)

탄소(C)는 강도를 확보하기 위하여 첨가된다.

상기 탄소(C)는 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.14 ~ 0.18 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 탄소(C)의 함량이 강재 전체 중량의 0.14 중량% 미만일 경우에는 충분한 강도를 확보하는 데 어려움이 따를 수 있다. 반대로, 탄소(C)의 함량이 강재 전체 중량의 0.18 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.

상기 실리콘(Si)은 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.3 ~ 0.4 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 실리콘(Si)의 함량이 강재 전체 중량의 0.3 중량% 미만일 경우에는 그 첨가 효과가 불충분하다. 반대로, 실리콘(Si)의 함량이 강재 전체 중량의 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 망간은 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 1.1 ~ 1.3 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 망간(Mn)의 함량이 강재 중량의 1.1 중량% 미만일 경우에는 그 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 망간(Mn)의 함량이 강재 전체 중량의 1.3 중량%를 초과할 경우에는 템퍼 취화(Temper Embrittlement) 감수성을 증대시키는 문제점이 있다.

가용성 알루미늄(S_Al)

가용성 알루미늄(S_Al)은 강 중의 산소를 제거하기 위한 탈산제 역할을 한다.

상기 가용성 알루미늄(S_Al)은 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.01 ~ 0.05 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 가용성 알루미늄(S_Al)의 함량이 강재 전체 중량의 0.01 중량% 미만으로 첨가될 경우에는 상기의 탈산 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 가용성 알루미늄(S_Al)의 함량이 강재 전체 중량의 0.05 중량%를 초과할 경우에는 Al₂O₃를 형성하여 저온 충격인성을 저하시키는 문제점이 있다.

구리(Cu)

구리(Cu)는 고용강화에 기여하여 강도를 향상시키는 역할을 한다.

상기 구리(Cu)는 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.1 ~ 0.2 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 구리(Cu)의 함량이 강재 전체 중량의 0.1 중량% 미만일 경우에는 그 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 구리(Cu)의 함량이 강재 전체 중량의 0.2 중량%를 초과할 경우에는 강재의 열간가공성을 저하시키고, 용접후 재열균열(Stress Relief Cracking) 감수성을 높이는 문제점이 있다.

니오븀(Nb)

니오븀(Nb)은 고온에서 탄소(C)와 결합하여 탄화물을 형성한다. 니오븀계 탄화물은 열간압연시 결정립 성장을 억제하여 결정립을 미세화시킴으로써 강재의 강도와 저온인성을 향상시킨다.

상기 니오븀(Nb)은 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.01 ~ 0.02 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 니오븀(Nb)의 함량이 강재 전체 중량의 0.01 중량% 미만으로 첨가될 경우에는 니오븀 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 니오븀(Nb)의 함량이 강재 전체 중량의 0.02 중량%를 초과하여 과다 첨가될 경우에는 강재의 용접성을 저하시킨다. 또한, 니오븀(Nb)의 함량이 0.02 중량%를 초과할 경우, 니오븀 함량 증가에 따른 강도와 저온인성은 더 이상 향상되지 않고 페라이트 내에 고용된 상태로 존재하여 오히려 충격인성을 저하시킬 위험이 있다.

보론(B)

보론(B)은 연속냉각변태시 오스테나이트의 페라이트로의 변태를 지연시킴으로써, 열연 강판의 담금질성을 향상시키는 역할을 한다. 또한, 담금질 후 강도의 안정적인 확보 효과를 더욱 증대시키는 원소이다.

상기 보론(B)은 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.0001 ~ 0.0005 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 보론(B)의 함량이 강재 전체 중량의 0.0001 중량% 미만일 경우에는 그 첨가량이 미미한 관계로 상기의 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 보론(B)의 함량이 강재 전체 중량의 0.0005 중량%를 초과하여 과다 첨가될 경우에는 보론 산화물의 형성으로 강판의 표면 품질을 저해하는 문제를 유발할 수 있다.

니켈(Ni)

니켈(Ni)은 소입성을 향상시키면서 인성개선에 유효하다.

상기 니켈(Ni)은 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.15 ~ 0.25 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 니켈(Ni)의 함량이 강재 전체 중량의 0.15 중량% 미만일 경우에는 그 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 니켈(Ni)의 함량이 강재 전체 중량의 0.25 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 크롬(Cr)은 δ페라이트영역을 확대하고, 아포정(hypo-peritectic)역을 고탄소 측으로 이행시켜 슬라브 표면품질을 개선하는 역할을 한다.

상기 크롬(Cr)은 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.15 ~ 0.25 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 크롬(Cr)의 함량이 강재 전체 중량의 0.15 중량% 미만일 경우에는 그 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 크롬(Cr)의 함량이 강재 전체 중량의 0.25 중량%를 초과하여 과다 첨가될 경우에는 강관 제조시 용접 열영향부(HAZ)의 인성 열화를 초래하는 문제점이 있다.

칼슘(Ca)

칼슘(Ca)은 CaS 개재물을 형성시킴으로써 MnS 개재물의 생성을 방해함으로써, 전기저항 용접성을 향상시키기 위한 목적으로 첨가된다. 즉, 칼슘(Ca)은 망간(Mn)에 비하여 황과의 친화도가 높으므로 칼슘의 첨가시 CaS 개재물이 생성되고 MnS 개재물의 생성은 감소한다. 이러한 MnS는 열간압연 중에 연신되어 전기저항 용접(ERW)시 후크 결함 등을 유발함으로 전기저항 용접성이 향상될 수 있다.

상기 칼슘(Ca)은 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.0015 ~ 0.0040 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 칼슘(Ca)의 함량이 강재 전체 중량의 0.0015 중량% 미만으로 첨가될 경우에는 상기의 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 칼슘(Ca)의 함량이 강재 전체 중량의 0.0040 중량%를 초과할 경우에는 CaO 개재물의 생성이 과도해져 전기저항 용접성을 떨어뜨리는 문제점이 있다.

이때, 상기 칼슘(Ca)은, 상기의 함량 범위와 더불어, 황(S)에 대한 칼슘(Ca)의 중량비([Ca]/[S], 여기서 [ ]는 각 성분의 중량%)가 1 ~ 4를 만족하는 범위로 첨가되는 것이 바람직하다. 만일, 황(S)에 대한 칼슘(Ca)의 중량비가 1 미만일 경우, CaS 형성이 불충분하다. 반대로, 황(S)에 대한 칼슘(Ca)의 중량비가 4를 초과하는 경우, 황을 극저 함량으로 제어하거나 또는 칼슘이 과다하게 포함되는 문제점이 있다.

질소(N)

질소(N)는 불가피한 불순물로써, 본 발명에서 질소(N)의 함량이 강재 전체 중량의 0.005 중량%를 초과할 경우에는 고용질소에 의해 시효성이 저하될 수 있다. 따라서, 본 발명에서는 질소(N)의 함량을 강재 전체 중량의 0.005 중량%의 함량비로 제한하였다.

수소(H)

수소(H)는 불가피한 불순물로써, 슬라브 재가열전에 실시되는 진공탈가스 처리를 통하여 그 첨가량을 극소량 제한하는 것이 바람직하다. 이때, 수소의 함량이 0.0003 중량%을 초과하여 다량 함유될 경우에는 황과의 반응으로 H₂S를 다량 생성하여 수소유기균열(hydrogen induced crack : HIC)을 일으켜 강재를 파단시키는 문제가 있다. 따라서, 본 발명에서는 수소의 함량을 강재 전체 중량의 0.0003 중량% 이하로 제한하였다.

인(P), 황(S)

인(P)은 시멘타이트 형성을 억제하고, 강도를 증가시키기 위해 첨가된다.

그러나, 인(P)은 용접성을 악화시키고, 슬라브 중심 편석(slab center segregation)에 의해 최종 재질 편차를 발생시키는 원인이 될 수 있다. 따라서, 본 발명에서는 인(P)의 함량을 강재 전체 중량의 0.006 중량% 이하로 제한하였다.

황(S)은 강의 인성 및 용접성을 저해하고, 망간과 결합하여 MnS 비금속 개재물을 형성함으로써 강의 가공 중 크랙을 발생시키는 원소이다. 다만, 본 발명에서 황(P)의 함량이 0.008 중량%를 초과하여 다량 첨가될 경우에는 MnS 개재물의 분율 증가로 인하여 저온 충격인성이 저하되는 문제점이 있다. 따라서, 본 발명에서는 황(S)의 함량을 강재 전체 중량의 0.008 중량% 이하로 제한하였다.

압력용기용 강재 제조 방법

도 1을 참조하면, 도시된 본 발명의 실시예에 따른 압력용기용 강재 제조 방법은 슬라브 재가열 단계(S110), 열간압연 단계(S120), 1차 냉각 단계(S130), 노멀라이징 열처리 단계(S140) 및 2차 냉각 단계(S150)를 포함한다.

이때, 슬라브 재가열 단계(S110)는 반드시 수행되어야 하는 것은 아니나, 석출물의 재고용 등의 효과를 도출하기 위하여 슬라브 재가열 단계(S110)를 실시하는 것이 더 바람직하다.

본 발명에 따른 열연강판 제조 방법에서 열연공정의 대상이 되는 반제품 상태의 슬라브 판재는 중량%로, 탄소(C) : 0.14 ~ 0.18%, 실리콘(Si) : 0.3 ~ 0.4%, 망간(Mn) : 1.1 ~ 1.3%, 가용성 알루미늄(S_Al) : 0.01 ~ 0.05%, 구리(Cu) : 0.1 ~ 0.2%, 니오븀(Nb) : 0.01 ~ 0.02%, 보론(B) : 0.0001 ~ 0.0005%, 니켈(Ni) : 0.15 ~ 0.25%, 크롬(Cr) : 0.15 ~ 0.25%, 칼슘(Ca) : 0.0015 ~ 0.0040%, 질소(N) : 0.005% 이하, 수소(H) : 0.0003% 이하 및 나머지 철(Fe)과 기타 불가피한 불순물로 이루어진다.

슬라브 재가열

슬라브 재가열 단계(S110)에서는 상기의 조성을 갖는 강 슬라브를 SRT(Slab Reheating Temperature) : 1100 ~ 1250℃로 재가열한다. 상기 슬라브 재가열 단계(S110)에서는 강 슬라브의 재가열을 통하여, 주조시 편석된 성분을 재고용한다.

이때, 슬라브 재가열 온도(SRT)가 1100℃ 미만일 경우에는 재가열 온도가 너무 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 1250℃를 초과할 경우에는 Ti 석출물(TiN)이 고용되어 오스테나이트 결정립 성장을 억제하지 못해 오스테나이트 결정립이 급격히 조대화되어 제조되는 강판의 강도 및 저온인성 확보가 어려운 문제점이 있다.

열간 압연

열간압연 단계(S120)에서는 재가열된 강 슬라브를 FRT(Finish Rolling Temperature) : 850 ~ 950℃ 조건으로 열간압연한다.

이때, 마무리 열간압연온도(FRT)가 850℃ 미만으로 실시될 경우에는 이상역 압연에 의한 혼립 조직이 발생하는 등의 문제가 발생할 수 있다. 반대로, 마무리 열간압연온도(FRT)가 950℃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.

1차 냉각

1차 냉각 단계(S130)에서는 열간압연된 강을 상온까지 1차 냉각한다. 여기서, 1차 냉각은 상온까지 자연 냉각 방식으로 수행되는 공냉이 이용될 수 있다. 이때, 상온은 1 ~ 40℃일 수 있으나, 반드시 이에 제한되는 것은 아니다.

본 단계에서, 1차 냉각 속도는 1 ~ 50℃/sec로 실시될 수 있으나, 이에 한정될 필요는 없다. 1차 냉각 속도가 1℃/sec 미만일 경우에는 충분한 강도 및 인성 확보가 어렵다. 반대로, 1차 냉각 속도가 50℃/sec를 초과할 경우에는 냉각 제어가 어려우며, 과도한 냉각으로 경제성이 저하될 수 있다.

노멀라이징 열처리

노멀라이징 열처리 단계(S140)에서는 1차 냉각된 강을 노멀라이징 열처리한다.

이때, 노멀라이징 열처리 온도는 840 ~ 940℃로 실시하는 것이 바람직하다. 본 단계에서, 노멀라이징 열처리 온도가 840℃ 미만일 경우에는 고용 용질 원소들의 재고용이 어려워 충분한 강도를 확보하는 데 어려움이 따를 수 있다. 반대로, 노멀라이징 열처리 온도가 940℃를 초과할 경우에는 결정립의 성장이 일어나 저온 인성을 저해하는 문제가 있다.

한편, 노멀라이징 열처리 시간은 대략 0.5 ~ 3시간 동안 실시될 수 있으며, 보다 구체적으로는 1.X * 두께(mm) +10분 동안 실시하는 것이 바람직한 데, 이는 노멀라이징 열처리 시간이 상기의 범위를 벗어날 경우, 잔류 응력의 제거가 용이하지 못하기 때문이다. (여기서, 6 ~ 40mm : X = 5, 41 ~ 60mm : X = 7, 61mm ↑ : X = 9)

2차 냉각

2차 냉각 단계(S150)에서는 노멀라이징 열처리된 강을 수직 방향으로 적치하여 2차 냉각한다. 이와 같이, 노멀라이징 열처리된 적어도 둘 이상의 강을 수직 방향으로 적치할 경우, 열처리된 강들 상호 간의 표면이 맞닿은 상태이므로 보온 효과가 유도되는 데 기인하여 2차 냉각 속도를 최대한 느리게 제어하는 것이 가능해질 수 있다. 이를 통해, 강 중에 첨가된 수소(H)의 함양을 극소로 낮추고 탄소(C)의 확산을 통해 펄라이트를 분해시켜 황화수소(H₂S)에 의한 강 중의 수소유기균열을 억제할 수 있게 된다. 이때, 적치되는 강의 수는 적치된 강의 총 합산 두께가 100mm 이하로 제한하는 것이 바람직하나, 반드시 이에 국한될 필요는 없다.

2차 냉각은 공냉 등의 자연 냉각 방식으로 실시될 수 있으며, 적어도 둘 이상의 강을 수직 방향으로 적치하여 보온 효과를 유도하여 40 ~ 110℃/hr의 속도로 실시하는 것이 바람직하다. 이때, 2차 냉각 속도가 40℃/hr 미만일 경우에는 상기의 효과 상승 대비 제조시간이 과도하게 소요되므로 경제적이지 못하다. 반대로, 2차 냉각 속도가 110℃/hr를 초과할 경우에는 상기의 효과를 제대로 발휘하는 데 어려움이 따를 수 있다.

상기의 과정(S110 ~ S150)으로 제조되는 보온용기용 강재는 수소유기균열을 전파시키는 펄라이트 밴드를 분해시키기 위해 노멀라이징 열처리 후 냉각속도를 40 ~ 110℃/hr의 속도로 억제하여 강중에 첨가되는 수소(H)의 함량을 낮추고 탄소(C)의 확산을 통해 펄라이트를 분해시킴으로써, 황화수소(H₂S) 성분에 의한 수소유기균열(HIC)을 미연에 억제할 수 있다.

이를 통해, 본 발명에 따른 방법으로 제조되는 압력용기용 강재는 황화수소(H₂S) 성분에 의한 내 수소유기균열(HIC)의 발생을 최대한 억제할 수 있을 뿐만 아니라, 인장강도(TS) : 450 ~ 585MPa 및 항복강도(YS) : 240MPa 이상을 만족할 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, 표 2의 조성 및 표 3의 공정 조건으로 실시예 1 ~ 3 및 비교예 1 ~ 2에 따른 시편을 제조하였다. 이때, 실시예 1 ~ 3 및 비교예 1 ~ 2에 따른 열연시편의 경우, 각각의 조성을 갖는 잉곳을 제조하고, 이를 압연모사시험기를 이용하여 가열, 열간압연, 1차 냉각, 노멀라이징 열처리 및 2차 냉각을 실시하였다. 이후, 실시예 1 ~ 3 및 비교예 1 ~ 2에 따라 제조된 시편들에 대하여 인장시험 및 저온 충격 실험을 실시하였다.

[표 1](단위 : 중량%)

[표 2](단위 : 중량%)

[표 3]

2. 기계적 특성 평가

표 4는 실시예 1 ~ 3 및 비교예 1 ~ 2에 따라 제조된 시편에 대한 기계적 물성 및 저온 충격 실험 결과를 나타낸 것이다.

[표 4]

표 1 내지 표 4를 참조하면, 실시예 1 ~ 3에 따라 제조된 시편들의 경우, 목표값에 해당하는 인장강도(TS) : 450 ~ 585MPa 및 항복강도(YS) : 240MPa 이상을 모두 만족하는 것을 알 수 있다. 또한, 실시예 1 ~ 3에 따라 제조된 시편들의 경우, CLR(Crack Length Ratio) : 10% 이하, CTR(Crack Thickness Ratio) : 3% 이하 및 CSR(Crack Sensitivity Ratio) : 1% 이하를 모두 만족하는 것을 확인할 수 있다.

이때, CLR, CTR, CSR은 하기 수학식 1, 2, 3에 의하여 산출될 수 있다.

수학식 1 : CLR = {Σa _i / 3 × W} × 100

수학식 2 : CTR = {Σb _i / 3 × T} × 100

수학식 3 : CSR = {Σ( a _i × b _i ) / 3 × T × W} × 100

여기서, T : 시편의 두께, W : 시편의 폭, a : 균열의 길이 및 b : 균열의 두께를 의미한다. 이때, 각 시편의 두께 방향에 대하여 대향하는 양측 표면으로부터 1mm 이내에 존재하는 균열은 무시하였다.

반면, 비교예 1 ~ 2에 따라 제조된 시편들의 경우, 인장강도(TS), 항복강도(YS) 및 CSR은 목표값을 만족하였으나, CLR 및 CTR이 목표값에 미달하는 것을 알 수 있다.

위의 실험 결과를 토대로, 실시예 1 ~ 3에 따라 제조된 시편들의 경우, 수소유기균열을 전파시키는 펄라이트 밴드를 분해시키기 위해 노멀라이징 열처리 후 냉각속도를 억제하여 강중에 첨가되는 수소(H)의 함량을 낮추고 탄소(C)의 확산을 통해 펄라이트를 분해시킴으로써, 황화수소(H₂S) 성분에 의한 수소유기균열(HIC)을 미연에 억제하는 것에 의해 CLR : 10% 이하, CTR : 3% 이하 및 CSR : 1% 이하를 모두 만족한 것으로 파악된다.

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 : 열간압연 단계
S130 : 1차 냉각 단계
S140 : 노멀라이징 열처리 단계
S150 : 2차 냉각 단계

Claims

(a) 중량%로, 탄소(C) : 0.14 ~ 0.18%, 실리콘(Si) : 0.3 ~ 0.4%, 망간(Mn) : 1.1 ~ 1.3%, 가용성 알루미늄(S_Al) : 0.01 ~ 0.05%, 구리(Cu) : 0.1 ~ 0.2%, 니오븀(Nb) : 0.01 ~ 0.02%, 보론(B) : 0.0001 ~ 0.0005%, 니켈(Ni) : 0.15 ~ 0.25%, 크롬(Cr) : 0.15 ~ 0.25%, 칼슘(Ca) : 0.0015 ~ 0.0040%, 질소(N) : 0.005% 이하, 수소(H) : 0.0003% 이하 및 나머지 철(Fe)과 기타 불가피한 불순물로 이루어지는 강 슬라브를 FRT(Finish Rolling Temperature) : 1100 ~ 1250℃로 재가열하는 단계;
(b) 상기 재가열된 강 슬라브를 FDT(Finishing Delivery Temperature) : 850 ~ 950℃ 조건으로 열간압연하는 단계;
(c) 상기 열간압연된 강을 상온까지 1차 냉각하는 단계;
(d) 상기 1차 냉각된 강을 노멀라이징 열처리하는 단계; 및
(e) 상기 노멀라이징 열처리된 강을 수직 방향으로 적치하여 2차 냉각하는 단계;를 포함하는 것을 특징으로 하는 압력용기용 강재 제조 방법.
제1항에 있어서,
상기 (a) 단계에서,
상기 강 슬라브에는
인(P) : 0.006 중량% 이하 및 황(S) : 0.0008 중량% 이하 중 1종 이상이 포함되어 있는 것을 특징으로 하는 압력용기용 강재 제조 방법.
제1항에 있어서,
상기 (c) 단계에서,
상기 1차 냉각은
공냉으로 실시하는 것을 특징으로 하는 압력용기용 강재 제조 방법.
제1항에 있어서,
상기 (d) 단계에서,
노멀라이징 열처리 온도는
840 ~ 940℃인 것을 특징으로 하는 압력용기용 강재 제조 방법.
제1항에 있어서,
상기 (d) 단계에서,
노멀라이징 열처리 시간은
1.X * 두께(mm) +10분 동안 실시하는 것을 특징으로 하는 압력용기용 강재 제조 방법.
(여기서, 6 ~ 40mm : X = 5, 41 ~ 60mm : X = 7, 61mm ↑ : X = 9)
제1항에 있어서,
상기 (e) 단계에서,
상기 2차 냉각은
40 ~ 110℃/hr의 속도로 실시하는 것을 특징으로 하는 압력용기용 강재 제조 방법.
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