KR101685826B1 - 선회베어링용 저합금강재 및 이의 제조방법 - Google Patents

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Abstract

본 발명의 일 구현예는 표면경도가 24HRc 내지 28HRc이고, 하기의 식 1 및 식 2를 만족하는 선회베어링용 저합금강재 및 이의 제조방법에 관한 것이다. 이를 통해, 인장강도 및 항복강도가 우수하면서도, 동시에 표면 탈탄으로 인한 결함을 방지할 수 있고, 소입성 및 기계적 물성이 우수한 선회베어링용 저합금강재 및 이의 제조방법을 제공할 수 있다.
[식 1]
55 ≤ [(항복강도×연신율) - (103/표면경도)] ≤ 65
[식 2]
0.65 ≤ (C + Mn/6 + Cr/5 + Mo/5 + Cu/15 + Ni/15) ≤ 0.75
상기 식 2에서, C, Mn, Cr, Mo, Cu 및 Ni는 각 원소기호가 나타내는 원소의 함량(중량%)이다.

Description

선회베어링용 저합금강재 및 이의 제조방법{ALLOY STEEL FOR SLEWING BEARING AND METHOD FOR MANUFACTURING THEREOF}
본 발명은 선회베어링용 저합금강재 및 이의 제조방법에 관한 것으로, 보다 상세하게는 중장비 자동차 부품에 주로 사용되는 선회베어링용 저합금강재 및 이의 제조방법에 관한 것이다.
선회베어링은 부하용량(load capacity)이 큰 중장비에 사용되는 기계부품으로, 베어링의 안쪽과 바깥쪽에 기어가 존재하여 맞물려 돌아가는 구조로 되어 있다. 이러한 구조적 특성을 이용해 선회베어링은 고정된 축을 기반으로 하중을 지지하는 동시에, 구조물을 회전시켜 방사상 하중, 추력 하중, 모멘트 하중을 동시에 옮길 수 있다. 이러한 특성은 크레인, 굴삭기 등과 같은 대형 건설 중장비 차량 등에 특히 유용하게 사용된다.
때문에, 선회베어링에는 높은 수준의 강성, 부하용량, 충격에 대한 저항성이 요구되며, 회전 정밀도를 위해 형상의 정밀도를 높이는 것이 매우 중요하다. 이에 따라, 선회베어링에 사용되는 저합금강재 기술분야에서는 강성, 부하용량, 충격에 대한 저항성을 높이면서도, 높은 수준의 정밀한 형성을 구현할 수 있으며, 또한 성형 방법에 따른 특성을 제어하여 소재의 손실을 방지하려는 노력이 이어지고 있다.
이와 관련된 선행기술로는 한국공개특허공보 2012-0137750호가 있다.
본 발명의 하나의 목적은 인장강도 및 항복강도가 우수하면서도, 동시에 표면 탈탄으로 인한 결함을 방지할 수 있고, 소입성 및 기계적 물성이 우수한 선회베어링용 저합금강재 및 이의 제조방법을 제공하는 것이다.
본 발명의 다른 목적은 상온 내충격성, 단면 수축률 및 표면경도가 우수한 선회베어링용 저합금강재 및 이의 제조방법을 제공하는 것이다.
본 발명의 일 구현예는 탄소(C) : 0.48 중량% 내지 0.51 중량%, 실리콘(Si) : 0.15 중량% 내지 0.35 중량%, 망간(Mn) : 0.78 중량% 내지 0.95 중량%, 인(P) : 0.02 중량% 이하, 황(S) 0.006 중량% 내지 0.015 중량%, 구리(Cu) : 0.11 중량% 내지 0.30 중량%, 니켈(Ni) : 0.04 중량% 내지 0.20 중량%, 크롬(Cr) : 0.13 중량% 내지 0.25 중량%, 몰리브덴(Mo) : 0.05 중량% 내지 0.10 중량% 및 잔부의 철(Fe)을 포함하고, 표면경도가 24HRc 내지 28HRc이고, 하기의 식 1 및 식 2를 만족하는 선회베어링용 저합금강재에 관한 것이다.
[식 1]
55 ≤ [(항복강도×연신율) - (103/표면경도)] ≤ 65
[식 2]
0.65 ≤ (C + Mn/6 + Cr/5 + Mo/5 + Cu/15 + Ni/15) ≤ 0.75
상기 식 2에서, C, Mn, Cr, Mo, Cu 및 Ni는 각 원소기호가 나타내는 원소의 함량(중량%)이다.
상기 선회베어링용 저합금강재는 상온 충격값이 55J 내지 65J이고, 인장강도가 800 MPa 내지 980 MPa이고, 항복강도가 500 MPa 내지 650 MPa일 수 있다.
상기 선회베어링용 저합금강재는 단면 수축률이 52% 내지 58%일 수 있다.
상기 선회베어링용 저합금강재는 이상임계직경(DI) 값이 1.5 mm 내지 3.0 mm일 수 있다.
본 발명의 다른 구현예는 탄소(C) : 0.48 중량% 내지 0.51 중량%, 실리콘(Si) : 0.15 중량% 내지 0.35 중량%, 망간(Mn) : 0.78 중량% 내지 0.95 중량%, 인(P) : 0.02 중량% 이하, 황(S) 0.006 중량% 내지 0.015 중량%, 구리(Cu) : 0.11 중량% 내지 0.30 중량%, 니켈(Ni) : 0.04 중량% 내지 0.20 중량%, 크롬(Cr) : 0.13 중량% 내지 0.25 중량%, 몰리브덴(Mo) : 0.05 중량% 내지 0.10 중량% 및 잔부의 철(Fe)을 포함하는 빌렛을 제조하는 단계; 상기 제조된 빌렛을 950℃~1100℃의 온도로 재가열 하는 단계; 재가열 이후 입측온도 780℃~850℃로 마무리 압연하는 단계; 마무리 압연 이후 750℃~830℃의 온도로 권취하는 단계 및 권취 이후 0.5℃/s 내지 3℃/s의 평균냉각속도로 냉각하는 단계; 를 포함하고, 제조된 저합금강재의 표면경도가 24HRc 내지 28HRc이고, 전술한 식 1 및 식 2를 만족하는 선회베어링용 저합금강재 제조방법에 관한 것이다.
상기 제조방법은 선회베어링용 저합금강재의 상온 충격값을 55J 내지 65J이고, 인장강도를 860 MPa 내지 980 MPa로, 항복강도를 550 MPa 내지 650 MPa로 제어하는 것을 포함할 수 있다.
본 발명의 실시예들은 인장강도 및 항복강도가 우수하면서도, 동시에 표면 탈탄으로 인한 결함을 방지할 수 있고, 소입성 및 기계적 물성이 우수하며, 상온 내충격성이 55J 이상, 단면 수축률이 52% 이상, 표면경도가 24HRc 이상인 선회베어링용 저합금강재 및 이의 제조방법을 제공할 수 있다.
도 1은 본 발명의 일 실시예에 따른 선회베어링용 저합금강재의 제조방법을 간략하게 도시한 도면이다.
도 2는 본 발명 실시예 3으로부터 제조된 강재의 탈탄 시험 결과를 나타낸 사진이다.
도 3은 본 발명 비교예 1로부터 제조된 강재의 탈탄 시험 결과를 나타낸 사진이다.
본 발명의 일 구현예는 탄소(C) : 0.48 중량% 내지 0.51 중량%, 실리콘(Si) : 0.15 중량% 내지 0.35 중량%, 망간(Mn) : 0.78 중량% 내지 0.95 중량%, 인(P) : 0.02 중량% 이하, 황(S) 0.006 중량% 내지 0.015 중량%, 구리(Cu) : 0.11 중량% 내지 0.30 중량%, 니켈(Ni) : 0.04 중량% 내지 0.20 중량%, 크롬(Cr) : 0.13 중량% 내지 0.25 중량%, 몰리브덴(Mo) : 0.05 중량% 내지 0.10 중량% 및 잔부의 철(Fe)을 포함하고, 표면경도가 24HRc 내지 28HRc이며, 하기의 식 1 및 식 2를 만족하는 선회베어링용 저합금강재에 관한 것이다.
[식 1]
55 ≤ [(항복강도×연신율) - (103/표면경도)] ≤ 65
[식 2]
0.65 ≤ (C + Mn/6 + Cr/5 + Mo/5 + Cu/15 + Ni/15) ≤ 0.75
상기 식 2에서, C, Mn, Cr, Mo, Cu 및 Ni는 각 원소기호가 나타내는 원소의 함량(중량%)이다.
이를 통해, 일 구현예의 선회베어링용 저합금강재는 인장강도 및 항복강도가 우수하면서도, 동시에 표면 탈탄으로 인한 결함을 방지할 수 있고, 소입성 및 기계적 물성을 우수한 수준으로 구현할 수 있다.
일 실시예의 선회베어링용 저합금강재는 상온 충격값이 55J 내지 65J이고, 인장강도가 800 MPa 내지 980 MPa이고, 항복강도가 500 MPa 내지 650 MPa일 수 있다. 이를 통해, 선회베어링용 저합금강재로 적용하기에 유리한 경도를 구현할 수 있다.
일 실시예의 선회베어링용 저합금강재는 단면 수축률이 52% 내지 58%일 수 있다. 이를 통해, 선회베어링용 저합금강재로 적용하기에 유리한 경도를 구현할 수 있다.
상기 선회베어링용 저합금강재는 이상임계직경(DI) 값이 1.5 mm 내지 3.0 mm일 수 있다. 본 명세서에서, 이상임계직경(Di)은 담금질을 하였을 때 중심이 50% 마르텐사이트로 되는 최대직경(mm)을 의미한다. 일반적으로 이상임계직경 값이 커질수록 C함량도 낮아져야 크랙위험이 낮아지는데, 현 크랭크샤프트용 재질은 열처리 균열에 안정적인 수준의 C 함량과 DI 값을 유지하는 것이 어렵다. 일 실시예의 선회베어링용 강재는 DI값을 1.5 mm 내지 3.0 mm로 조절함으로써, 크랙 발생률을 더욱 낮출 수 있다. 또한, 이를 통해, 선회베어링용 강재로 적용하기에 유리한 경도를 구현할 수 있다.
이하, 본 발명 실시예들에 따른 선회베어링용 저합금강재에 포함되는 각 성분의 역할 및 그 함량에 대하여 구체적으로 설명한다.
탄소(C)
일 실시예에서, 탄소(C)는 강의 소입성을 높여 강도 증가에 기여한다.
구체적으로, 탄소는 선회베어링용 저합금강재 전체 중량의 0.48 중량% 내지 0.51 중량%의 함량비로 첨가된다. 탄소 첨가량이 0.48 중량% 미만인 경우, 소입성이 저하되어 원하는 선회베어링용으로 사용가능한 강도를 확보하기 어렵다. 반대로, 탄소 첨가량이 0.51 중량%를 초과하는 경우, 하기와 같이 포함되는 실리콘에 의해 과도한 탈탄이 발생하고, 가공성이 과도하게 저하되어 선회베어링의 정밀도를 향상하기 어렵다.
실리콘(Si)
일 실시예에서, 실리콘(Si)은 강도 확보에 기여하며, 또한 강 중의 산소를 제거하기 위한 탈산제 역할을 한다. 또한, 공정 중 페라이트 내에 고용되어 모재의 강도를 강화할 수 있다. 또한, 입실론 카바이드 석출물을 안정화시켜 피로특성 및 영구변형저항성을 향상시킨다.
구체적으로, 실리콘은 선회베어링용 저합금강재 전체 중량의 0.15 중량% 내지 0.35 중량%로 첨가된다. 실리콘의 첨가량이 0.15 중량% 미만일 경우 실리콘 첨가에 따른 효과가 불충분하다. 반대로 실리콘의 첨가량이 0.35 중량%를 초과할 경우 영구변형저항성 포화 및 열처리시 표면 탈탄 발생을 유발할 수 있으며, 강의 균열가능성이 높아져 선회베어링 제조에 적합하지 않다.
망간(Mn)
일 실시예에서, 망간(Mn)은 강의 강도 및 인성을 증가시키고 강의 소입성을 증가시키는 원소로서, 망간의 첨가는 탄소를 첨가하는 경우보다 강도 상승 시 연성의 저하가 적다.
구체적으로, 망간은 선회베어링강 전체 중량의 0.78 중량% 내지 0.95 중량%로 첨가된다. 망간이 첨가량이 0.78 중량% 미만일 경우, 그 첨가 효과가 불충분하다. 반대로, 망간의 첨가량이 0.95 중량%를 초과하는 경우, MnS계 비금속개재물을 과다하게 생성하여, 강의 균열가능성이 높아져 선회베어링 제조에 적합하지 않다.
인(P)
일 실시예에서, 인(P)은 강도 향상에 일부 기여한다. 그러나, 인은 강판 제조 시 편석 가능성이 큰 원소로서, 중심 편석은 물론 미세 편석도 형성하여 재질에 좋지 않은 영향을 줄 수 있다.
구체적으로, 인의 함량은 선회베어링용 저합금강재 전체 중량의 0.020 중량% 이하로 제한한다. 이를 통해, 미세 편석의 형성을 방지하여 선회베어링용 저합금강재의 물성을 더욱 향상시킬 수 있다.
황(S)
일 실시예에서, 황(S)은 망간과 결합하여 MnS 와 같은 비금속개재물을 형성하여 가송성을 향상 시킬 수 있다.
구체적으로, 본 발명에서는 황의 함량을 선회베어링용 저합금강재 전체 중량의 0.006 중량% 내지 0.015 중량%로 첨가된다. 황이 첨가량이 0.006 중량% 미만일 경우, 그 첨가에 의한 가공성 향상 효과가 불충분하다. 반대로, 황의 첨가량이 0.015 중량%를 초과하는 경우, MnS계 비금속개재물을 과다하게 생성하여, 중심편석 발생의 가능성이 높아지고, 피로강도가 저하되어 선회베어링 제조에 적합하지 않다.
구리(Cu)
일 실시예에서, 구리(Cu)는 강의 강도 상승 및 인성 개선에 유효한 원소이다. 또한, 구리(Cu)는 실리콘(Si) 및 망간(Mn)과 함께 일정한 함량 조절을 통해 강의 고용강화 효과에 기여한다.
구체적으로, 구리(Cu)는 선회베어링용 저합금강재 전체 중량의 0.11 중량% 내지 0.30 중량%로 첨가된다. 구리(Cu)의 함량이 0.11 중량% 미만일 경우에는 소재의 강도향상이 충분하지 않고, 부식피트가 과도하게 생성될 수 있다. 구리(Cu)의 함량이 0.30 중량%를 초과할 경우에는 열간압연시 표면에 균열을 유발시켜 표면품질을 저하시킬 수 있으며, 표면 농화될 수 있다.
니켈(Ni)
일 실시예에서, 니켈(Ni)은 결정립을 미세화하고 오스테나이트 및 페라이트에 고용되어 기재를 강화시킨다. 특히, 니켈(Ni)은 저온 충격인성을 향상시키는데 효과적인 원소이다. 또한, 니켈(Ni)은 전술한 구리(Cu)에 의해 발생하는 화합물의 녹는점을 높여 농화를 방지할 수 있다.
구체적으로, 니켈(Ni)은 선회베어링용 저합금강재 전체 중량의 0.04 중량% 내지 0.20 중량%로 첨가된다. 니켈(Ni)의 함량이 0.04 중량% 미만일 경우에는 소재의 강도향상이 충분하지 않을 수 있다. 니켈(Ni)의 함량이 0.20 중량%를 초과할 경우에는 열간압연시 표면에 균열을 유발시켜 표면품질을 저하시킬 수 있으며, 취성이 발생할 수 있다.
크롬( Cr )
일 실시예에서, 크롬(Cr)은 페라이트를 안정화하여 연신율을 향상시키며, 선재의 경화능 및 강도 향상에 기여하는 원소이다. 또한, 크롬(Cr)은 선회베어링용 저합금강재의 강도와 소입성을 향상시키고, 탄소활동도를 낮추어 탈탄을 효과적으로 감소시키는 작용을 한다.
구체적으로, 크롬은 본 발명에 따른 선회베어링강 전체 중량의 0.13 중량% 내지 0.25 중량%로 첨가된다. 크롬의 첨가량이 0.13 중량% 미만일 경우, 크롬 첨가 효과가 불충분하다. 반대로, 크롬의 첨가량이 0.25 중량%를 초과하는 경우, 부식피트과 과도하게 발생할 수 있으며, 강도와 연성의 균형이 깨질 수 있다.
몰리브덴( Mo )
일 실시예에서, 몰리브덴(Mo)는 강도와 소입성을 향상시키며, 인성 향상에 기여하는 원소이다.
구체적으로, 몰리브덴은 본 발명에 따른 선회베어링강 전체 중량의 0.05 중량% 내지 0.10 중량%로 첨가된다. 몰리브덴의 첨가량이 0.05 중량% 미만일 경우, 강도향상 효과가 불충분하다. 반대로, 몰리브덴의 첨가량이 0.10 중량%를 초과하는 경우, 강의 균열가능성이 높아져 선회베어링 제조에 적합하지 않다.
본 발명의 다른 구현예는 전술한 선회베어링용 저합금강재를 제조하는 방법에 관한 것이다. 도 1은 본 발명의 실시예에 따른 선회베어링용 저합금강재의 제조방법을 나타낸 순서도이다. 이를 참조하여, 본 발명 실시예들의 선회베어링용 저합금강재의 제조방법을 구체적으로 설명한다.
도 1을 참조하면, 도시된 선회베어링용 저합금강재 제조방법은 전술한 합금조성에 따른 강편을 빌렛으로 제조하는 단계, 상기 빌렛을 재가열하는 단계(S110), 열간압연하는 단계(S120), 권취하는 단계(S130) 및 냉각하는 단계(S140)를 포함한다. 이때, 빌렛의 재가열 단계(S110)는 반드시 수행되어야 하는 것은 아니나, 석출물의 재고용 등의 효과를 도출하기 위해 수행될 수 있다.
재가열 단계(S110)에서는 전술한 조성을 갖는 빌렛을 재가열한다. 이러한 빌렛의 재가열을 통하여, 주조 시 편석된 성분이 재고용될 수 있다.
일 실시예에서, 빌렛의 재가열은 950℃ 내지 1100℃의 재가열 온도(Slab Reheating Temperature; SRT)에서 대략 1 시간 내지 3 시간 동안 수행할 수 있다. 상기 재가열 온도가 950℃ 미만일 경우에는 주조 시 편석된 성분이 충분히 재고용되지 못하고, 압연 부하가 커질 수 있다. 반대로, 재가열 온도가 1100℃를 초과할 경우에는 탈탄이 과도하게 발생할 수 있다. 또한, 오스테나이트 결정입도가 증가하여 강도 확보가 어려울 수 있으며, 과도한 가열 공정으로 인하여 선회베어링용 저합금강재의 제조 비용이 상승할 수 있다.
열간압연 단계(S120)에서는 재가열된 빌렛을 열간압연한다.
일 실시예에서, 열간압연 시 마무리 압연온도는 780℃ 내지 850℃일 수 있다. 마무리 압연 온도가 780℃를 초과할 경우 탈탄이 발생하거나 조대화된 결정립으로 인한 펄라이트 핵생성이 지연되고 코일링 온도와의 편차가 증가하여 온도 제어성이 떨어질 수 있다. 반대로, 마무리 온도가 850℃ 미만으로 너무 낮으면, 압연 부하가 많이 걸리게 된다. 이러한 열간압연 단계에서 재가열된 빌렛은 선재로 제조될 수 있다.
권취하는 단계(S130)에서는 열간압연된 빌렛을 권취 단계(S130)에서 레잉 헤드(Laying Head)를 통과시켜 권취한다.
일 실시예에서, 빌렛을 레잉 헤드에 통과시켜 권취하는 온도는 750℃ 내지 830℃에서 수행할 수 있다. 상기 레잉 헤드에서의 권취 온도를 상기 범위로 제어하는 경우, 오스테나이트로부터 펄라이트 조직으로 상변태되는 정도를 조절하기에 유리할 수 있다.
냉각하는 단계(S140)에서는 권취 후 빌렛을 냉각한다.
일 실시예에서, 레잉 헤드를 통과시켜 권취한 후, 평균냉각속도는 3℃/s 이하, 예를 들면, 0.5℃/s 내지 3℃/s로 제어하면서 냉각한다. 이를 통해, 선재의 미세조직의 결정립 크기를 조절할 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.
이하에 기재되지 않은 내용은 이 기술 분야에서 숙련된 자이면 충분히 기술적으로 유추할 수 있는 것이므로 그 설명을 생략하기로 한다.
1. 선재의 제조
하기 표 1에 표시된 합금조성에 따라 블룸을 제조한 뒤, 이를 1150℃ 내지 1250℃의 온도범위에서 빌렛으로 압연하였다.
이와 같이 제조된 빌렛을 재가열 온도 950℃~1100℃, 마무리압연 온도(입측온도) 780℃~850℃, 권취온도 750℃~830℃의 조건으로 열간압연한 후, 0.5℃/s~3℃/s의 평균속도로 냉각하였다.
상기와 같은 방법으로 실시예 1 내지 3 및 비교예 1의 선재를 제조하였다.
C Si Mn P S Cr Cu Mo Ni
실시예 1 0.49 0.3 0.89 0.014 0.01 0.19 0.11 0.06 0.05
실시예 2 0.50 0.23 0.78 0.016 0.006 0.13 0.12 0.01 0.04
실시예 3 0.49 0.29 0.9 0.014 0.008 0.21 0.1 0.06 0.05
비교예 1 0.45 0.15 0.6 0.018 0.007 0.12 0.12 0.01 0.06
2. 인장시험 및 충격시험 평가
실시예 1 내지 3과 비교예 1의 강을 각각 전기로 용해 후, 연속주조하고 1200℃ ~ 1250℃의 온도에서 가열한 후 압연공정을 통해 빌렛으로 제작하였다. 제조된 빌렛을 1200℃ ~ 1250℃의 온도로 재가열 후, 조미니 실체 단조기를 통해 φ25mm의 공시재를 제작하였다.
상기에서 제작한 공시재를 가열온도 850℃, 40min 으로 오일 퀀칭을 실시하였고, 580℃, 80min 으로 템퍼링 처리를 한 후 인장시험 및 충격시험을 실시하였다. 그 결과를 표 2에 나타내었다.
인장강도
(Mpa) 		항복강도 (Mpa) 연신율
(%) 		R.O.A
(%) 		충격값
(J, 상온) 		경도
(HRc)
실시예 1 891 560 0.173 52.5 59.6 25.9
실시예 2 901 554 0.168 57.9 55.1 26.9
실시예 3 861 581 0.182 52 62.3 24
비교예 1 735 539 0.23 55.4 69 18.6
3. 탈탄시험 평가
실시예 3과 비교예 1의 강을 각각 전기로 용해 후, 연속주조하고 1200℃ ~ 1250℃의 온도에서 가열한 후 압연공정을 통해 빌렛으로 제작하였다. 제조된 빌렛을 1200℃ ~ 1250℃의 온도로 재가열 후, 조미니 실체 단조기를 통해 φ25mm의 공시재를 제작하였다.
상기 공시재를 700℃로 승온한 뒤, 24시간 동안 700℃를 유지하여 탈탄정도를 측정하였다. 탈탄 정도는 각각 승온전(A.R.), 6시간, 12시간 및 24시간이 되는 시점에서의 층 단면을 TEM촬영한 후, 두께를 측정하였다. 결과는 도 2, 도 3 및 표 3에 나타내었다.
(단위㎛) 승온전 6시간 12간간 24시간
실시예 3 0 234.8 417.4 151.2
비교예 1 0 378.3 541.3 704.3
S110: 재가열 단계
S120: 열간압연 단계
S130: 권취 단계
S140: 냉각 단계

Claims (8)

  1. 탄소(C) : 0.48 중량% 내지 0.51 중량%, 실리콘(Si) : 0.15 중량% 내지 0.35 중량%, 망간(Mn) : 0.78 중량% 내지 0.95 중량%, 인(P) : 0.02 중량% 이하, 황(S) 0.006 중량% 내지 0.015 중량%, 구리(Cu) : 0.11 중량% 내지 0.30 중량%, 니켈(Ni) : 0.04 중량% 내지 0.20 중량%, 크롬(Cr) : 0.13 중량% 내지 0.25 중량%, 몰리브덴(Mo) : 0.05 중량% 내지 0.10 중량% 및 잔부의 철(Fe)을 포함하고,
    표면경도가 24HRc 내지 28HRc이고, 하기의 식 1 및 식 2를 만족하며,
    상온 충격값이 55J 내지 65J이고, 인장강도가 800 MPa 내지 980 MPa이고, 항복강도가 500 MPa 내지 650 MPa이고, 이상임계직경(DI) 값이 1.5 mm 내지 3.0 mm 인 선회베어링용 저합금강재:
    [식 1]
    55 ≤ [(항복강도×연신율) - (103/표면경도)] ≤ 65
    [식 2]
    0.65 ≤ (C + Mn/6 + Cr/5 + Mo/5 + Cu/15 + Ni/15) ≤ 0.75
    상기 식 2에서, C, Mn, Cr, Mo, Cu 및 Ni는 각 원소기호가 나타내는 원소의 함량(중량%)이다.
  2. 삭제
  3. 제1항에 있어서,
    상기 선회베어링용 저합금강재는 단면 수축률이 52% 내지 58%인 선회베어링용 저합금강재.
  4. 삭제
  5. 탄소(C) : 0.48 중량% 내지 0.51 중량%, 실리콘(Si) : 0.15 중량% 내지 0.35 중량%, 망간(Mn) : 0.78 중량% 내지 0.95 중량%, 인(P) : 0.02 중량% 이하, 황(S) 0.006 중량% 내지 0.015 중량%, 구리(Cu) : 0.11 중량% 내지 0.30 중량%, 니켈(Ni) : 0.04 중량% 내지 0.20 중량%, 크롬(Cr) : 0.13 중량% 내지 0.25 중량%, 몰리브덴(Mo) : 0.05 중량% 내지 0.10 중량% 및 잔부의 철(Fe)을 포함하는 빌렛을 제조하는 단계;
    상기 제조된 빌렛을 950℃~1100℃의 온도로 재가열 하는 단계;
    재가열 이후 입측온도 780℃~850℃로 마무리 압연하는 단계;
    마무리 압연 이후 750℃~830℃의 온도로 권취하는 단계 및
    권취 이후 0.5℃/s 내지 3℃/s의 평균냉각속도로 냉각하는 단계; 를 포함하고,
    상온 충격값을 55J 내지 65J, 인장강도를 860 MPa 내지 980 MPa로, 항복강도를 550 MPa 내지 650 MPa로 제어하는 것을 포함하며,
    제조된 저합금강재의 표면경도가 24HRc 내지 28HRc이고,
    상기 저합금강재는 이상임계직경(DI) 값이 1.5 mm 내지 3.0 mm 이며,
    하기 식 1 및 식 2를 만족하는 선회베어링용 저합금강재 제조방법:
    [식 1]
    55 ≤ [(항복강도×연신율) - (103/표면경도)] ≤ 65
    [식 2]
    0.65 ≤ (C + Mn/6 + Cr/5 + Mo/5 + Cu/15 + Ni/15) ≤ 0.75
    상기 식 2에서, C, Mn, Cr, Mo, Cu 및 Ni는 각 원소기호가 나타내는 원소의 함량(중량%)이다.
  6. 삭제
  7. 제5항에 있어서,
    상기 선회베어링용 저합금강재는 단면 수축률이 52% 내지 58%인 선회베어링용 저합금강재 제조방법.
  8. 삭제
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