KR101873582B1 - 고 경도, 고 인성 철-계 합금 및 이의 제조 방법 - Google Patents

고 경도, 고 인성 철-계 합금 및 이의 제조 방법 Download PDF

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Abstract

본 발명의 한 양태는 군용 장갑 분야에 적합한 수준의 탄도 성능을 부여하는 높은 경도 및 유리한 수준의 다중-타격 탄도 저항성을 나타내며 균열 전파를 최소화하는 저-합금 강철에 관련된다. 본 발명에 따른 강철의 특정 구체예들은 550 HBN 이상의 경도를 가지며 종래의 군용 사양들에 비해 높은 수준의 탄도 관통 저항성을 나타낸다.

Description

고 경도, 고 인성 철-계 합금 및 이의 제조 방법 {HIGH HARDNESS, HIGH TOUGHNESS IRON-BASE ALLOYS AND METHODS FOR MAKING SAME}
기술의 배경
기술 분야
본 발명은 550 HBN보다 큰 경도를 가지며 표준 탄도 시험(ballistic testing)에서 예상치못한 상당한 관통 저항성을 보여주는 철계 합금, 및 이러한 합금을 포함하는 장갑(armor) 및 그 외 다른 제품들에 관한 것이다. 본 발명은 또한 탄도 관통에 대한 저항성을 개선시키기 위해 특정한 철계 합금을 가공하는 방법들에도 관련된다.
기술의 배경 설명
장갑 플레이트, 쉬트 및 바(bar)는 강제로 발사된 발사체에 대하여 구조물(structure)들을 보호하기 위해 통상적으로 제공된다. 장갑 플레이트, 쉬트 및 막대는 조직의 인력 그리고, 예를 들어, 차량 및 기계화된 무기 내부의 재산들을 보호하기 위한 수단으로서 군사 분야에서 통상적으로 사용되었으나, 이러한 제품들은 또한 민간용으로도 다양하게 사용된다. 이러한 민간 분야에는, 예를 들면, 민간 장갑차량의 쉬드(sheathing) 및 발파-강화된 재산(blast-fortified property) 외장이 포함된다. 장갑은 예를 들면, 폴리머, 세라믹, 및 금속 합금을 포함한 다양한 물질들로부터 제조되어왔다. 장갑은 종종 이동식 제품들에 장착되기 때문에, 장갑 무게는 통상적으로 중요한 요인이다. 또한, 장갑을 제조하는데 관련되는 비용은 상당하며, 이러한 비용은 신형 장갑 합금, 세라믹 및 특수 폴리머와 연관되어 있다. 이에, 현존하는 장갑에 비해 저비용이면서도 효과적이고, 원하는 수준의 탄도 성능 (관통 저항성, penetration resistance)을 달성하는데 필요한 장갑의 중량을 현저히 증가시키지 않는 대안물을 제공하는 것이 목적이었다.
또한, 지속적으로 증가하는 대-장갑 위협(anti-armor threat)에 응하여, 미군은 수년동안 탱크 및 그 외 다른 전투 차량들에 사용되었던 장갑의 양을 증가시켜왔으며, 이는 차량의 중량을 현저히 증가시키는 결과를 가져왔다. 이러한 경향을 지속시키는 것은 전투 장갑 차량의 운반능력, 이동식 다리-횡단 능력, 및 기동성에 상당히 부정적인 영향을 미칠 수 있다. 지난 십년간 미군은 미군의 전투 차량 및 그 외 다른 장갑 자산들을 이들이 필요한 세계 어떤 구역에라도 매우 신속하게 이동시킬 수 있는 전략을 채택하여왔다. 그리하여, 전투 차량의 중량을 증가시키는 것에 대한 우려가 문제의 중심이 되었다. 이에, 미군은 수많은 가능한 대안책으로, 경량의 장갑 물질, 가령, 특정 티타늄 합금, 세라믹, 및 혼성 세라믹 타일/폴리머-매트릭스 복합물(PMC)을 연구하여왔다.
통상적인 티타늄 합금 장갑의 예에는 Ti-6Al-4V, Ti-6Al-4V ELI, 및 Ti-4Al-2.5V-Fe-O가 포함된다. 티타늄 합금은 보다 전통적인 압연 균질강철 장갑(rolled homogeneous steel armor)에 비해 많은 이점들을 제공한다. 티타늄 합금은 압연 균질강철 및 알루미늄 합금과 비교하여 넓은 스펙트럼의 탄도 위협들에 걸쳐 높은 중량의 효율성을 가지며, 또한 바람직한 다중-타격(multi-hit) 탄도 관통 저항성 능력을 제공한다. 티타늄 합금은 또한 일반적으로 보다 높은 강도-대-중량 비율, 및 상당한 내식성을 나타내며, 이는 통상적으로 자산 유지 비용을 보다 절감시킨다. 티타늄 합금들은 현존하는 제조 설비로 용이하게 제조될 수 있으며, 티타늄 스크랩 및 밀 리버트(mill revert)는 재용융되어 상업적 규모로 재생될 수 있다. 그럼에도 불구하고, 티타늄 합금들은 단점들을 가진다. 예를 들면, 통상적으로 스폴 라이너(spall liner)가 필요하며, 티타늄 장갑 플레이트의 제조 및 이러한 물질들로부터 제품을 제작하는 것과 관련된 비용들 (예를 들면, 가공 및 용접 비용)은 압연 균질강철 장갑에 대한 비용보다 상당히 더 많이 든다.
PMC가 종종 몇가지 이점들 (예를 들면, 화학적 위협에 대한 폭열이 없음, 보다 조용한 작업 환경, 및 볼 또는 단편 탄도 위협들에 대한 높은 중량 효율성)을 제공한다 하더라도, 수많은 단점들 또한 가지고 있다. 예를 들면, PMC 요소를 제조하는 비용은 압연 균질강철 또는 티타늄 합금으로부터 요소들을 제조하는 비용에 비해 높으며, PMC는 현존하는 제조 설비에서는 용이하게 제조될 수 없다. 또한, PMC 물질에 관한 비-파괴 시험은 합금 장갑에 관한 시험만큼 잘 발달되어 있지 않을 수 있다. 더욱이, PMC의 다중-타격 탄도 관통 저항성 능력 및 자동식 하중-지지 능력(automotive load-bearing capacity)은 초기에 발사체가 충돌하여 발생하는 구조적 변화에 의해 부정적인 영향을 받을 수 있다. 또한, PMC 장갑으로 피복된 전투 차량에 타고 있는 사람에게 화재 및 연기의 위험이 존재할 수 있으며, PMC의 상업적 제조 및 재생 능력은 잘 구축되어 있지 않다.
장갑 물질을 선택할 때 종종 선택되는 물질은 금속 합금이다. 금속 합금은 실질적인 다중-타격 보호를 제공하여, 통상적으로 신형 세라믹, 폴리머, 및 복합물에 비해 제조하는데 비용이 적게 들고, 장갑 전투 차량 및 이동식 무기 시스템용 요소들로 용이하게 제조될 수 있다. 장갑 분야에서 매우 높은 경도를 가지는 물질들을 사용하는 것이 유리하다고 통상적으로 생각되는데, 그 이유는 발사체가 보다 높은 경도의 물질들에 충돌할 때 보다 쉽게 파편들로 부서지기 때문이다. 장갑 분야에서 사용되는 특정 금속 합금은 통상적으로, 매우 높은 온도로부터 합금을 소입(quenching)시킴으로써, 높은 경도로 용이하게 가공될 수 있다.
압연 균질강철 합금은 일반적으로 티타늄 합금보다 덜 비싸기 때문에, 장갑 분야에서 사용되는 현존하는 압연 균질강철의 조성 및 가공법을 변형시키는 것에 실질적인 노력이 집중되어 왔는데, 이는 탄도 성능이 고르게 증가하며 개선되는 것이 중요하기 때문이다. 예를 들면, 개선된 탄도 탄도 위협 성능은 기능을 손상시키지 않고 장갑 플레이트의 두께를 감소시켜, 이에 따라 장갑 시스템의 총 중량을 감소시킬 수 있게 한다. 높은 시스템 중량은, 예를 들면, 폴리머 및 세라믹 장갑 보다는 금속 합금 시스템의 주된 결함이기 때문에, 탄도 위협 성능(ballistic threat performances)을 개선시키는 것은 신형 장갑 시스템에 비해 합금 장갑을 보다 경쟁성을 가지도록 만들 수 있다.
지난 25년에 걸쳐, 비교적 경량의 합판(clad) 및 복합 강철 장갑이 개발되어왔다. 이러한 복합 장갑들 중 특정한 복합 장갑은, 예를 들면, 전면을 대면하는 높은-경도의 강철층을 조합하는데, 이러한 강철층은 단단한 관통 저항성 강철(steel)에 기초한 층들에 야금학적으로 결합되어 있다. 고-경도의 강철 층은 발사체를 파괴하고자 하는 것인 반면, 단단한 기저층은 장갑의 균열, 부서짐, 또는 폭열을 방지하기 위한 것이다. 이러한 유형의 복합 장갑을 형성하는 종래의 방법들에는 두 가지 유형의 강철들을 적층시킨 플레이트들을 압연 결합시키는 것이 포함된다. 복합 장갑의 한 예는 K12® 장갑 플레이트인데, 이는 펜실베니아주 피츠버그의 ATI Allegheny Ludlum사로부터 구입가능한 이중 경도의, 압연 결합된 복합 장갑 플레이트이다. K12® 장갑 플레이트는 높은 경도의 측면 및 보다 연성인 배면을 포함한다. K12® 장갑 플레이트의 두 면들 모두 Ni-Mo-Cr 합금 강철이지만, 정면은 배면보다 높은 탄소 함량을 보유한다. K12® 장갑 플레이트는 종래의 균질 장갑 플레이트에 비해 보다 우수한 탄도 수행 성능을 가지며 수많은 정부, 군부 및 민간 장갑 분야에서의 탄도 요구사항을 충족시키거나 능가한다. 비록 합판 및 복합 강철 장갑은 수많은 이점들을 제공하지만, 합판제조 또는 압연 결합 공정에 관련된 추가 가공은 필연적으로 장갑 시스템의 비용을 증가시킨다.
또한 비교적 값이 싼 낮은 합금 함량의 강철도 특정한 장갑 분야에서 사용된다. 탄소, 크롬, 몰리브덴, 밀 그 외 다른 원소들과 합금시키는 것, 그리고 적절한 가열, 소입 및 소려(tempering) 단계를 사용하면, 결과적으로 550 BHN (브리넬 경도 번호) 보다 큰 매우 높은 경 성질을 가진 특정한 낮은 합금 강철 장갑들이 제조될 수 있다. 이러한 높은 경도의 강철들은 통상적으로 "600 BHN" 강철로서 공지되어 있다. 표 1은 장갑 분야에서 사용되는 구매가능한 600 BHN 강철들의 몇가지 예들에 대하여 보고된 조성 및 기계적 성질을 제공한다. MARS 300 및 MARS 300 Ni+는 프랑스 기업 Arcelor사에 의해 제조된다. ARMOX 600T 장갑은 스웨덴 Oxelosund의 SSAB사로부터 구입가능하다. 600 HBN 강철 장갑의 높은 경도는 발사체를 파괴하거나 부수는데 있어 매우 효과적이지만, 이러한 강철들의 심각한 결점은, 이들이 예를 들면, 장갑 관철탄에 대한 탄도 시험을 하였을 때 다소 부서지기 쉽고 용이하게 균열하는 경향이 있다는 점이다. 물질의 균열은 다중-타격 탄도 저항 능력을 제공함에 있어서 문제가 될 수 있다.
Figure 112010013413546-pct00001
전술한 내용에 비추어 볼 때, 600 HBN 이내 범위의 경도를 가지고 상당한 다중-타격 탄도 저항성을 가지며 균열 전파를 감소시키는 개선된 강철 장갑 물질을 제공하는 것이 유리할 것이다.
개요
본 발명의 비-제한적인 한 양태에 따르면, 바람직한 다중-타격 탄도 저항성, 550 HBN 보다 큰 경도를 가지는 철계 합금이 제공되는데, 이 합금은 총 합금 중량에 기초하여 중량 백분율로 다음을 포함한다: 0.48 내지 0.52의 탄소; 0.15 내지 1.00의 망간; 0.15 내지 0.45의 규소; 0.95 내지 1.70의 크롬; 3.30 내지 4.30의 니켈; 0.35 내지 0.65의 몰리브덴; 0.0008 내지 0.0030의 붕소; 0.001 내지 0.015의 세륨; 0.001 내지 0.015의 란탄; 0.002 이하의 황; 0.015 이하의 인; 0.010 이하의 질소; 철; 및 부수적인 불순물.
본 발명의 또다른 비-제한적 양태에 따르면, 550 HBN 보다 큰 경도를 가지며, 총 합금 중량에 기초하여 중량 백분율로 다음을 포함하는 합금의 가공 제품, 가령, 예를 들면, 플레이트, 바, 또는 쉬트가 제공된다: 0.48 내지 0.52의 탄소; 0.15 내지 1.00의 망간; 0.15 내지 0.45의 규소; 0.95 내지 1.70의 크롬; 3.30 내지 4.30의 니켈; 0.35 내지 0.65의 몰리브덴; 0.0008 내지 0.0030의 붕소; 0.001 내지 0.015의 세륨; 0.001 내지 0.015의 란탄; 0.002 이하의 황; 0.015 이하의 인; 0.010 이하의 질소; 철; 및 부수적인 불순물.
본 발명의 또다른 비-제한적 양태에 따르면, 550 HBN 보다 큰 경도 및 사양 MIL-DTL-46100E의 요구조건들을 만족시키거나 능가하는 V50 탄도 한계(보호)를 가지는, 장갑 플레이트, 장갑 바, 및 장갑 쉬트에서 선택되는 장갑 가공 제품들이 제공된다. 특정 구체예에서, 장갑 가공 제품은 또한 최소한의 균열 전파와 함께, 사양 MIL-A-46099C에 따른 성능 요구조건보다 적어도 150 ft/초 작은 V50 탄도 한계를 가진다. 이러한 가공 제품은 총 합금 중량에 기초하여 중량 백분율로 다음을 포함하는 합금이다: 0.48 내지 0.52의 탄소; 0.15 내지 1.00의 망간; 0.15 내지 0.45의 규소; 0.95 내지 1.70의 크롬; 3.30 내지 4.30의 니켈; 0.35 내지 0.65의 몰리브덴; 0.0008 내지 0.0030의 붕소; 0.001 내지 0.015의 세륨; 0.001 내지 0.015의 란탄; 0.002 이하의 황; 0.015 이하의 인; 0.010 이하의 질소; 철; 및 부수적인 불순물.
본 발명에 따른 또다른 양태는 최소의 균열 전파 및 550 HBN 보다 큰 경도와 함께 바람직한 다중-타격 탄도 저항성을 가지는 합금의 제조 방법에 관한 것인데, 여기서 가공 제품은 총 합금 중량에 기초하여 중량 백분율로 다음을 포함하는 합금이다: 0.48 내지 0.52의 탄소; 0.15 내지 1.00의 망간; 0.15 내지 0.45의 규소; 0.95 내지 1.70의 크롬; 3.30 내지 4.30의 니켈; 0.35 내지 0.65의 몰리브덴; 0.0008 내지 0.0030의 붕소; 0.001 내지 0.015의 세륨; 0.001 내지 0.015의 란탄; 0.002 이하의 황; 0.015 이하의 인; 0.010 이하의 질소; 철; 및 부수적인 불순물. 상기 합금은 합금을 적어도 1500°F의 온도로 가열되고, 시간-온도 방식(time-at-temperature)으로 적어도 30분간 유지시킴으로써 오스테나이트화된다. 그 후 이 합금은 합금이 종래의 방식으로 냉각되었을 경우 예측되는 냉각 곡선 경로와 비교할 때 합금의 냉각 곡선 경로를 변경시키며 오스테나이트화 온도로부터 장갑 합금을 냉각시키는 종래의 방식과 상이한 방식으로 오스테나이트화 온도로부터 냉각된다. 바람직하게는, 합금을 오스테나이트화 온도로부터 냉각시키는 것은 사양 MIL-DTL-46100E에서 요구하는 V50을 만족시키거나 능가하는 V50 탄도 한계를 가진 합금을 제공한다.
더욱 바람직하게는, 합금을 오스테나이트화 온도로부터 냉각시키는 것은 최소의 균열 전파와 함께 사양 MIL-A-46099C에서 요구하는 V50 보다 150 ft/초 이상 작은 V50 탄도 한계를 가진 합금을 제공한다. 다시 말하면, V50 탄도 한계는 바람직하게는 최소의 균열 전파와 함께 사양 MIL-A-46099C에서 요구하는 V50보다 적어도 V50 150 ft/초만큼 작다.
본 발명에 따른 방법의 비-제한적인 하나의 구체예에 따르면, 합금을 냉각시키는 단계는 오스테나이트화 온도로부터 복수의 합금 플레이트들을 동시에 냉각시키는 것을 포함하는데, 이들 플레이트들은 서로에 대하여 접촉되어 배열된다.
본 발명의 그 밖의 다른 양태들은 본 발명에 따른 합금의 구체예들을 포함하는 제품들에 관계된다. 이러한 제품들에는, 예를 들면, 장갑 차량, 장갑 외장, 및 이동식 장갑 설비 품목들이 포함된다.
본 발명의 특정한 합금, 제품, 및 방법들의 특징 및 이점들은 다음과 같은 첨부 도면을 참고하여 더욱 잘 이해할 수 있다:
도 1은 이하에서 설명되는 바와 같이 가공된 특정 실험 플레이트 샘플들에 대한 HRc 경도를 오스테나이트화 처리 가열 온도의 함수로서 나타낸 그래프이다;
도 2는 이하에서 설명되는 바와 같이 가공된 특정한 비-제한적 실험 플레이트 샘플들에 대한 HRc 경도를 오스테나이트화 처리 가열 온도의 함수로서 나타낸 그래프이다;
도 3은 이하에서 설명되는 바와 같이 가공된 특정한 비-제한적 실험 플레이트 샘플들에 대한 HRc 경도를 오스테나이트화 처리 가열 온도의 함수로서 나타낸 그래프이다;
도 4, 5 및 7은 오스테나이트화 온도로부터 냉각시키는 동안 사용된 시험 샘플들의 배열을 도식적으로 나타낸다;
도 6은 특정한 시험 샘플들에 대하여, (MIL-A-46099C에 따라) 요구되는 최소 V50 속도를 능가하는 V50 속도를 소려 실시(tempering practice)의 함수로서 나타낸 그래프이다;
도 8 및 9는 오스테나이트화 온도로부터 특정한 시험 샘플들을 냉각시키는 단계들 동안 시간에 따른 샘플 온도를 나타낸 그래프이다;
도 10 및 11은 오스테나이트화 온도로부터 냉각시키는 동안 사용되는 시험 샘플들의 배열을 도식적으로 나타낸다; 그리고
도 12-14는 본 명세서에서 논의되는, 오스테나이트화 온도로부터 냉각된 몇가지 실험 샘플들에 대하여 시간에 따른 샘플 온도를 플롯한 그래프이다.
독자는 본 명세서에 따른 합금 제품 및 방법들의 특정한 비-제한적 구체예들에 관한 다음의 상세한 설명을 고려하여 전술한 상세한 내용들 및 그 외 다른 내용들을 이해할 수 있을 것이다. 또한 독자는 본 명세서에 기재된 합금, 제품 및 방법들을 실시하거나 사용할 때 추가적인 특정 세부사항들도 이해할 수 있을 것이다.
특정 비-제한적 구체예들에 관한 상세한 설명
작업 실시예 또는 그 외 다른 언급이 있는 실시예를 제외하고, 특정 비-제한적 구체예에 관한 설명에서, 구성성분, 생성물, 공정 조건 등의 양 또는 특성을 표현하는 모든 숫자들은 모든 경우에서 용어 "약"에 의해 변형되는 것으로 이해하면 된다. 따라서, 반대되는 언급이 없는 한, 다음의 설명에서 설명되는 임의의 수치 변수들은 근사치이므로, 본 발명에 따른 합금 및 제품들에서 얻고자 하는 원하는 성질들에 따라 달라질 수도 있다. 최소한, 그리고 청구범위에 대한 균등론의 적용을 제한하고자 하는 것은 아니지만, 각각의 수치 변수는 적어도 기재된 유효 숫자의 수를 고려하여 통상의 어림법을 적용하여 해석되어야 한다.
본 명세서에 참고문헌으로 첨부되는 것으로 기재된 특허문헌, 공개 문헌, 또는 그 외 다른 간행물은, 첨부된 문헌이 본 명세서에 존재하는 정의, 설명, 또는 본 명세서에 기재된 그 외 다른 물질들과 충돌하지 않는 범위까지만 본 명세서에 전부 또는 일부로 통합된다. 이와 같이, 그리고 필요한 정도까지, 본 명세서에 기재된 물질들은 본 명세서에 참고문헌으로 첨부된 임의의 상충하는 물질들을 대체한다. 본 명세서에 참고문헌으로 첨부되는 것으로 기재되어 있으나 본 명세서에 존재하는 정의, 설명 또는 본 명세서에 기재된 그 외 다른 물질들과 배치되는 임의의 물질 또는 이러한 물질의 일부는 오직 첨부된 간행물과 본 명세서에 존재하는 간행물 간에 충돌이 일어나지 않는 정도까지만 본 명세서에 첨부된다.
본 명세서의 일부분은 상당한 경도를 가지며 예상치못한 상당한 수준의 다중-타격 탄도 저항성을 나타내며, 군용 장갑 분야에 적합한 수준의 탄도 관통 저항성을 부여하는 최소의 균열 전파를 가진 저-합금 강철에 관련된다. 본 발명에 따른 강철의 특정 구체예들은 550 HBN를 넘는 경도 값을 보이며, MIL-DTL-46100E에 따라 평가시, 그리고 바람직하게는 MIL-A-46099C 따라 평가시에도 상당한 수준의 탄도 관통 저항성을 나타낸다. 현존하는 특정한 600 BHN 강철 장갑 플레이트 물질에 비해, 본 발명에 따른 합금의 특정 구체예는 장갑 관철탄에 대하여 시험하였을 때 균열 및 관통에 훨씬 덜 민감하다. 합금의 특정 구체예들은 또한 특정 고-합금 장갑 물질, 가령, K-12® 장갑 플레이트의 성능에 필적하는 탄도 성능을 보여주었다. 본 발명에 따른 강철 합금들에 관한 특정 구체예들의 탄도 성능은, 종래의 특정 600 BHN 강철 장갑 물질과 비교할 때, 예를 들면, 저 합금 함량의 합금들 및 이러한 합금들의 비교적 중간 정도의 경도를 제공한다는 점에서 완전히 예상치못한 것이었다. 특히, 놀랍게도 본 발명에 따른 합금들의 특정 구체예가 비교적 중간 정도의 경도를 나타낸다 하더라도 (이는 비교적 느린 냉각 속도로 오스테나이트화 온도로부터 합금을 냉각시킴으로써 제공될 수 있음), 합금 샘플들은 상당한 탄도 성능을 나타내었으며, 이러한 탄도 성능은 적어도 K-12® 장갑 플레이트의 성능에 필적할 만한 것이었음이 관찰되었다. 이러한 놀라운 그리고 자명하지 않은 발견은, 강철 장갑 플레이트 물질의 경도를 증가시키면 탄도 성능이 개선된다는 종래의 믿음에 직접적으로 반하는 것이다.
본 발명에 따른 강철의 특정 구체예들은 잔여 원소인 황, 인, 질소, 및 산소를 낮은 수준으로 포함한다. 또한, 강철의 특정 구체예들은 세륨, 란탄, 및 그 외 다른 희토류 금속 중 하나 이상의 농축물(concentrations)을 포함할 수도 있다. 발명자들은 희토류의 첨가가 합금에 존재하는 황, 인, 및/또는 산소의 일부 부분을 결합시키는 작용을 하여, 이들 잔여물들이 입자 경계에서 덜 용이하게 농축하며 물질의 다중-타격 탄도 저항성을 감소시킨다고 생각하나, 이러한 특정 이론에 제한되는 것은 아니다. 또한 강철의 입자 경계 내부에서의 황, 인, 및/또는 산소 농축은 고속 충돌시 입자간 분리를 촉진시켜, 물질의 파열 및 충돌하는 발사체의 관통을 가능하게 하는 결과를 가져올 수 있는 것으로 생각된다. 또한 본 발명에 따른 강철의 특정 구체예는 비교적 단단한 매트릭스를 제공하기 위해 비교적 높은 함량의 니켈, 예를 들면, 3.30 내지 4.30 중량%의 니켈을 포함하며, 이로써 탄도 성능이 상당히 개선된다.
공지의 군용 사양 MIL-DTL-46100E 및 MIL-A-46099C에 따라 평가된 탄도 성능 및 경도를 개선시키기 위하여, 발명자들은 특수한 합금 시스템을 개발하는 것 이외에도, 본 발명에 속하는 강철들을 가공하는 방법을 결정하기 위한 연구를 수행하였다. 발명자들은 또한 강철 내부에 카바이드 입자들을 용해시키고 확산하게 하여 강철 내부에서 적정한 정도의 균질성을 생성하고자, 본 발명에 따른 강철 샘플들을 다양한 온도로 처리하였다. 이 시험의 목적은, 과도한 침탄을 생성하지 않거나 허용할 수 없는 과도한 입자 성장을 가져와서, 물질의 인성을 감소시키고 그에 따라 탄도 성능을 저하시키는 열 처리 온도를 결정하기 위한 것이었다. 특정 공정에서, 어느 정도의 등방성을 제공하기 위하여 강철 플레이트들을 교차압연하였다.
오스테나이트화 온도로부터 상이한 속도로 냉각되어, 상이한 경도를 가지는 샘플들의 탄도 성능을 평가하는 시험 또한 실시되었다. 또한 발명자들의 시험에는 최소의 균열 전파와 함께 다중-타격 탄도 저항성을 촉진시키는 가장 좋은 방법을 평가하고자 하는 소려 시험 및 냉각 시험이 포함되었다. 샘플들은 7.62 mm (.30 caliber)의 장갑 관철탄을 사용하여 MIL-DTL-46100E 및 MIL-A-46099C에 따른 다양한 시험 샘플들의 V5O 탄도 한계를 결정함으로써 평가되었다. 발명자들의 합금연구에 관한 세부내용은 다음과 같다.
1. 실험 합금 플레이트의 준비
저-합금의 강철 장갑에 관한 신규한 조성물이 배합되었다. 본 발명은 이러한 합금 조성물은 바람직하게는 비교적 높은 함량의 니켈 및 낮은 수준의 황, 인, 및 질소 잔여 원소를 포함하여야 하며, 균질성을 촉진시키는 방식으로 플레이트 형태로 가공되어야 한다는 결론을 내었다. 표 2에 기재된 실험적 화학을 가지는 몇가지 합금 주괴가 AOD 또는 AOD 및 ESR에 의해 제조되었다. 표 2는 합금 성분들의 원하는 최소 및 최대, 바람직한 최소 및 바람직한 최대 (존재하는 경우), 및 목표 수준을, 제조된 합금의 실제 화학과 함께 나타낸다. 합금의 잔부는 철 및 부수적인 불순물을 포함하였다. 부수적인 불순물로서 존재할 수 있는 원소들의 비-제한적인 예에는 구리, 알루미늄, 티타늄, 텅스텐, 및 코발트가 포함된다. 출발 물질로부터 비롯될 수 있거나 합금 가공을 거치면서 비롯될 수 있는 그 외 다른 가능한 부수적인 불순물은 야금업계의 당업자에게 공지되어 있을 것이다. 다른 언급이 없는 한, 합금 조성물은 총 합금 중량에 기초한 중량 백분율로서 표 2에 기재되어 있다. 또한, 표 2에서, "LAP"는 '가능한 한 낮음'을 의미한다.
Figure 112010013413546-pct00002
*분석 결과 상기 조성물은 또한 0.09의 구리, 0.004의 니오븀, 0.004의 주석, 0.001의 지르코늄, 및 92.62의 철을 포함하였던 것으로 나타났다.
주괴 표면들은 종래의 방법들을 사용하여 연마되었다. 이후 이 주괴들을 약 1300°F (704℃)로 가열하고, 균질화시키고, 이러한 제 1 온도에서 6 내지 8 시간 동안 방치하고, 약 200°F/시 (93℃/시)로 약 2050°F (1121 ℃)까지 가열하고, 두께 1인치 당 약 30분 동안 이러한 제 2 온도에서 방치하였다. 그 후 주괴들을 7 인치 (17.8 cm) 두께로 열간압연하고, 말단부를 절단하였으며(end cropped), 필요한 경우, 후속적으로 약 1.50-2.50 인치 (38.1-63.5 cm) 두께의 리슬래브(reslabs)로 추가 열간압연하기 전에 약 2050°F (1121 ℃)까지 재가열하였다. 이러한 리슬래브(reslabs)는 종래의 방법들을 사용하여 응력 제거 소둔되었으며, 이후 슬래브 표면은 블라스트 세정되었고, 약 0.310 인치 (7.8 mm) 또는 약 0.275 인치 (7 mm)의 두께를 가지는 긴 플레이트들로 최종 압연되었다. 이후 긴 플레이트들은 완전히 소둔되고, 블라스트 세정되고, 평판화되고, 전단되어, 약 0.310 인치 (7.8 mm) 또는 약 0.275 인치 (7 mm)의 두께를 가지는 복수의 개별적인 플레이트들을 형성하였다.
특정한 경우에서, 리슬래브(reslabs)는 최종 게이지를 달성하는데 필요한 최종 압연 단계 바로 직전에 압연 온도까지 재가열되었다. 더욱 구체적으로, 플레이트 샘플들은 표 3에 나타나있는 바와 같이 최종 압연되었다. 표 3에 나타나있는 바와 같이 최종 압연되었던 0.0275 및 0.310 인치 (7 및 7.8 mm) 게이지 (공칭) 플레이트들의 샘플들에 대하여, 표면 경도 및 탄도 성능 특성을 최적화시킬 수 있는 열 처리 변수들을 평가하기 위한 시험을 실시하였다.
대략의 두께, 인치(mm) 열간 압연 공정 변수들
0.275(7) 최종 게이지로의 압연 이전에 0.5에서 대략 10분간 슬래브를 재가열
0.275(7) 최종 게이지로의 압연 직전 재가열 없음
0.310(7.8) 최종 게이지로의 압연 이전에 0.6에서 대략 30분간 슬래브를 재가열
0.310(7.8) 최종 게이지로의 압연 직전 재가열 없음
2. 경도 시험
상기 항목 1에서 제조된 플레이트들을 오스테나이트화 처리단계 및 경화 단계를 거치게 하고, 3등분하여 또다른 시험을 위한 샘플들을 형성하고, 선택적으로, 소려 처리를 거치게 한다. 오스테나이트화 처리 단계는 시간-온도 방식(time-at-temperature)으로 40분 동안 1550-1650°F (843-899℃)까지 샘플을 가열하는 단계를 포함하였다. 경화 단계는 샘플을 오스테나이트화 처리 온도로부터 실온 ("RT")으로 대기중 냉각시키거나 오일에서 샘플을 소입시키는 단계를 포함하였다. 오스테나이트화되고 경화된 각각의 플레이트로부터의 세 개의 샘플들 중 하나는 시험을 위해 경화된 상태로 두었다. 오스테나이트화되고 경화된 각각의 플레이트들로부터 절단된 나머지 두 개의 샘플들을 250°F (121 ℃) 또는 300°F (149℃)에서 90분 동안 시간-온도 방식(time-at-temperature)으로 방치함으로써 저온소둔(temper annealed)시켰다. 샘플의 경도를 측정하는데 필요한 시간을 줄이기 위해, 모든 샘플들을 처음에 브리넬 경도 시험하지 않고 록웰 C (HRC) 시험을 사용하여 시험하였다. 경화된 상태에서 가장 높은 HRc 값을 나타내는 두 개의 샘플들은 또한 경화된 상태 (즉, 소려 처리 전)에서의 브리넬 경도 (BHN)를 측정하기 위해 시험되었다. 표 4는 250°F (121 ℃) 또는 300°F (149℃)에서 소려된 샘플들에 대한 오스테나이트화 처리 온도, 소입 유형, 게이지, 및 HRc 값을 열거한다. 표 4는 또한 시험에 사용된 플레이트들이 최종 게이지로 압연되기 바로 직전에 재가열을 거쳤는지 여부도 나타낸다. 또한, 표 4는 경화된 상태에서 가장 높은 HRc 값들을 나타내는, 소려되지 않은 경화된 상태의 샘플들에 대한 BHN 경도를 열거한다.
Figure 112010013413546-pct00003
표 5는 표 4에 포함되어 있는 샘플들에 대하여 경화된 상태에서, 그리고 250°F (121 ℃) 또는 300°F (149 ℃)에서 90분 동안 시간-온도 방식(time-at-temperature)으로 저온소둔된 후의 평균 HRc 값들을 제공한다.
오스테나이트화
소둔온도 (°F)		 경화된 상태의
평균 HRc		 250°F 소둔 후
평균 HRc		 300°F 소둔 후
평균 HRc
1550 52 55 56
1600 52 55 57
1650 47 54 56
일반적으로, 브리넬 경도는 사양 ASTM E-10에 따라 인덴터(indenter)를 샘플 표면 내부로 일정양 적재한 상태에서 일정한 직경의 경질의 강철 또는 카바이드 구의 형태로 만들어, 시험 후 남아있는 톱니자국(indentation)의 직경을 측정함으로써 결정된다. 브리넬 경도 번호 또는 "BHN"는 사용된 인덴터 부하 (킬로그램)를 실제 톱니자국의 표면적 (제곱 밀리미터)으로 나누어 얻는다. 얻어진 결과는 압력 측정치이나, BHN 값으로 기록되어 있을 때 단위는 거의 언급되지 않는다.
강철 장갑 샘플들의 브리넬 경도 번호를 평가함에 있어서, 10 mm 직경의 텅스텐 카바이드 구형 인덴터를 시험 시편 표면 내부로 가압하기 위해 데스크탑 설비(desk top machine)가 사용된다. 이 설비는 3000 킬로그램의 부하를, 통상 10초 동안 가한다. 볼(ball)이 수축(retract)된 후, 생성된 둥근 자국의 직경이 측정된다. BHN 값은 다음 식에 따라 계산된다:
BHN = 2P / [π D (D - (D2 - d2)1/2)],
여기서, BHN = 브리넬 경도 번호이고; P = 가해진 킬로그램 부하이며; D = 구형 인덴터의 mm 직경이고; d = 생성된 인덴터 자국의 mm 직경이다.
장갑 플레이트의 표면 영역에서 몇가지 BHN 시험들이 실시될 수 있으며 각각의 시험은 약간 상이한 경도 번호를 나타내는 결과를 가져올 수 있다. 이러한 경도 편차(variation)는 플레이트의 국소 화학 및 미세구조에 있어서의 미세한 변화로 인한 것일 수 있는데 왜냐하면 균질한 장갑이라 하더라도 절대적으로 동일한 것은 아니기 때문이다. 경도 측정에서의 작은 편차는 또한 시편들 상의 인덴터 자국의 직경을 측정함에 있어서의 오차로 인한 것일 수도 있다. 임의의 하나의 시편에 대한 경도 측정치들의 예상 편차가 존재하는 경우, BHN 값들은 종종 단일한 별개의 수치로서 보다는 범위로서 제공된다.
표 4에 나타나있는 바와 같이, 샘플들에 대하여 측정된 가장 높은 브리넬 경도는 624 및 587이었다. 경화된 상태의 이러한 특수한 샘플들은 1550°F (843℃)(BHN 624)에서 또는 1600°F (871 ℃)(BHN 587)에서 오스테나이트화되었다. 두 샘플들 중 하나는 오일 냉각되었으며 (BHN 624), 다른 하나는 대기중 냉각되었고, 두 샘플들 중 오직 하나만 (BHN 624) 최종 게이지로 압연하기 전에 재가열되었다.
일반적으로, 300°F (149℃)의 소려 온도를 사용하여 저온소둔하는 것은 샘플 경도를 증가시키는 경향이 있으며 각각의 오스테나이트화 온도에서 경도를 더욱 크게 증가시킴이 관찰되었다. 또한, 오스테나이트화 온도을 증가시키는 것은 일반적으로 달성되는 최종 경도를 감소시키는 경향이 있음도 관찰되었다. 이러한 상관관계가 도 1에 도시되어 있는데, 도 1은 경화된 상태에서("AgeN") 또는 250°F (121 ℃) ("Age25") 또는 300°F (149℃) ("Age30")에서 소려된 후에서, 0.275 인치 (7 mm)의 샘플들 (좌측 패널) 및 0.310 인치 (7.8 mm)의 샘플들 (우측 패널)에 대한 평균 HRc 경도를 오스테나이트화 온도의 함수로서 플롯한 것이다.
도 2 및 3은 경도에 대한, 소입 유형 및 리슬래브(reslabs)가 0.275 및 0.310 인치 (7 및 7.8 mm)의 공칭 최종 게이지로 압연되기 이전에 재가열되었는지 여부의 영향을 고려한다. 도 2는 경화된 상태에서 ("AgeN") 또는 25O°F (121 ℃) ("Age25")에서 또는 300°F (149℃) ("Age30")에서 소려된 후, 재가열되지 않은 0.275 인치 (7 mm)의 샘플들 (상부 좌측 패널), 재가열된 0.275 인치 (7 mm)의 샘플들 (하부 좌측 패널), 재가열되지 않은 0.310 인치 (7.8 mm)의 샘플들 (상부 우측 패널), 및 재가열된 0.310 인치 (7.8 mm)의 샘플들 (하부 우측 패널)에 대한 HRc 경도를 오스테나이트화 온도의 함수로서 나타낸 그래프이다. 유사하게, 도 3은 경화된 상태에서 ("AgeN") 또는 250°F (121 ℃) ("Age25") 또는 300°F (149℃) ("Age30")에서 소려된 후, 대기중 냉각된 0.275 인치 (7 mm)의 샘플들 (상부 좌측 패널), 오일-소입된 0.275 인치 (7 mm)의 샘플들(하부 좌측 패널), 대기중 냉각된 0.310 인치 (7.8 mm)의 샘플들 (상부 우측 패널), 및 오일-소입된 0.310 인치 (7.8 mm)의 샘플들(하부 우측 패널)에 대한 HRc 경도를 오스테나이트화 온도의 함수로서 플롯한 그래프이다. 각각의 오스테나이트화 온도에서 가공되고 도 2 및 3에서의 패널들 각각에 관련된 조건들을 만족시키는 샘플들의 평균 경도는 사각형의 데이터 포인트로서 각 패널에 플롯되었으며, 각 패널에서 이러한 각각의 데이터 포인트는 임의의 경향을 보다 잘 가시화하기 위해 점선으로 연결된다. 도 2 및 3의 각 패널에서 고려되는 모든 샘플들의 전체적인 평균 경도는 각 패널에서 다이아몬드 형태의 데이터 포인트로서 플롯된다.
도 2를 보면, 최종 게이지로 압연하기 전에 재가열하는 것의 경도 영향은 무시할 수 있는 정도이며 그외 다른 변수들의 영향에 비해 눈에 띄지 않음이 일반적으로 관찰되었다. 예를 들면, 가장 높은 두 개의 브리넬 경도를 가지는 샘플들 중 하나만이 최종 게이지로 압연하기 전에 재가열되었었다. 도 3을 보면, 오스테나이트화 열 처리 후 대기중 냉각을 사용하는 것과 오일 소입을 사용하는 것으로부터 생기는 경도 차이는 최소였음이 일반적으로 관찰되었다. 예를 들면, 가장 높은 두 개의 브리넬 경도를 가지는 샘플들 중 하나만이 최종 게이지로 압연하기 전에 플레이트 형태로 재가열되었었다.
실험 합금 샘플들은 오스테나이트화 소둔 이후 보유된(retained) 오스테나이트를 높은 농도로 함유하였음이 관찰되었다. 보다 큰 플레이트 두께 및 보다 높은 오스테나이트화 처리 온도는 보유된 오스테나이트 수준을 더욱 높이는 경향이 있었다. 또한, 저온소둔하는 동안 오스테나이트의 적어도 일부분은 마르텐사이트로 변형하였음이 관찰되었다. 저온소둔 처리 후 존재하는 소려되지 않은 마르텐사이트는 최종 물질의 인성을 저하시킬 수도 있다. 최적 인성을 보다 잘 확보하기 위하여, 보유된 오스테나이트를 마르텐사이트로 추가 전환시키기 위한 추가적인 저온 소둔이 이루어질 수 있다는 결론이 내려졌다. 발명자들의 관찰에 따르면, 약 1500°F (815℃) 이상의 오스테나이트화 온도, 보다 바람직하게는 약 1550°F (843℃) 이상의 오스테나이트화 온도는 평가된 제품들에 대해 높은 경도를 달성한다는 점에서 만족스러운 것으로 나타난다.
3. 탄도 성능 시험
0.275 인치 (7 mm)의 공칭 두께를 가지는 여러 개의 18 x 18 인치 (45.7 x 45.7 cm) 시험 패널들이 상기 항목 1에 기재된 바에 따라 제조되었으며, 그 후 아래 설명하는 바와 같이 추가 가공되었다. 이후 이들 패널들은 아래 설명하는 바와 같이 탄도 성능 시험을 거쳤다.
항목 1에 기재된 바에 따라 제조왼 8개의 시험 패널들은 다음과 같이 추가 가공되었다. 8개의 패널들은 1600°F (871 ℃)에서 35분 (+/-5분)동안 오스테나이트화하였으며, 실온에서 대기중 냉각하고, 경도를 시험하였다. 1600°F (871 ℃)에서 오스테나이트화된 8개의 패널들 중 1개의 BHN 경도는 오스테화나이트되고 소려되지않은 ("경화된") 상태에서 대기중 냉각 후 결정되었다. 경화된 상태의 패널은 약 600 BHN의 경도를 나타냈다.
1600°F (871 ℃)에서 오스테나이트화되고 대기중 냉각된 8개의 패널들 중 6개는 2개씩 3세트로 나누어지고, 각 세트는 250°F (121 ℃), 300°F (149℃), 및 350°F (177℃) 중 하나에서 90분 (+/-5 분) 동안 소려하였으며, 실온으로 대기중 냉각하고 경도를 시험하였다. 각 3세트의 소려된 패널들 중 하나의 패널(총 3개 패널)을 떼어놓고, 나머지 세 개의 소려된 패널들을 이들의 처음 소려온도 250°F (121 ℃), 300°F (149℃), 또는 350°F (177℃)에서 90분 (+/-5분)동안 재소려하고, 실온으로 대기중 냉각하고, 경도를 시험하였다. 이들 6개의 패널들은 샘플 ID 번호 1 내지 6으로 아래 표 6에 표시되어 있다.
1600°F (871 ℃)에서 오스테나이트화되고 대기중 냉각된 8개의 패널들 중 하나는 32°F (0℃)의 얼음물에서 대략 15분 동안 침적시킨 후, 꺼내어 경도를 시험하였다. 이후 이 패널을 300°F (149℃)에서 90분 (+/-5분)동안 소려하고, 실온으로 대기중 냉각하고, 32°F (0℃)의 얼음물에 대략 15분 동안 침적시킨 후, 꺼내어 경도를 시험하였다. 이후 이 샘플을 300°F (149℃)에서 90분 (+/-5분) 동안 재소려하고, 실온으로 대기중 냉각한 후, 다시 32°F (0℃)의 얼음물에 대략 15분 동안 담가둔 후, 다시 꺼내어 경도를 시험하였다. 이 패널은 ID 번호 7로 표 6에 표시되어 있다.
상기 항목 1에 기재된 바와 같이 준비된 3개의 추가 시험 패널들을 아래와 같이 추가 가공한 후 탄도 성능 시험하였다. 3개 패널들 각각을 1950°F (1065℃)에서 35분 (+/-5 분) 동안 오스테나이트화하고, 실온으로 대기중 냉각시켜, 경도를 시험하였다. 다음, 세 개 패널들 각각을 300°F에서 90분 (+/-5 분)동안 소려하고, 실온으로 대기중 냉각한 후, 경도를 시험하였다. 소려하고 대기중 냉각된 패널들 3개 중 2개를 그 후 300°F (149℃)에서 90분 (+/-5분) 동안 재소려하고, 대기중 냉각한 후, 경도에 대해 시험하였다. 다음, 재소려된 패널들 중 하나를 -120°F (-84℃)로 극저온 냉각하고, 실온으로 데우고, 경도를 시험하였다. 이들 세 개의 패널들은 표 6에서 ID 번호 9-11로 표시되어 있다.
표 6에 표시되어 있는 11개의 패널들은 MIL-DTL-46100E에 따라 7.62 mm (.30 caliber)의 M2 AP 발사체를 사용하여 V50 탄도 한계 (보호)를 평가함으로써 탄도 성능에 대해 각각 평가되었다. V50 탄도 한계는 발사체가 장갑 시험 패널을 관통하게 될 가능성이 50%인, 계산된 발사체 속도이다.
보다 간단하게는, 미군 조달 사양 MIL-DTL-46100E ("Armor, Plate, Steel, Wrought, High Hardness")에 따르면, V50 탄도 한계 (보호)는 완전하게 관통하는 결과를 가져오는 가장 낮은 세 개의 발사체 속도 및 부분적으로 관통하는 결과를 가져오는 가장 높은 세 개의 발사체 속도를 포함하는 6개의 충돌 속도들의 평균 속도이다. V50을 결정함에 있어서 사용된 가장 낮은 그리고 가장 높은 속도들 사이에 최대 150 피트/초 (fps)의 스프레드(spread)가 허용된다. 가장 낮은 완전 관통 속도가 가장 높은 부분 관통 속도보다 150 fps 이상만큼 낮은 경우, 탄도 한계는 10개의 속도들(완전히 관통하는 5개의 가장 낮은 속도들 및 부분적으로 관통하는 5개의 가장 높은 속도들)에 기초한다. 10회 가량의 과도한 스프레드의 탄도 한계가 사용될 때, 속도 스프레드는 가장 낮은 부분적 수준으로, 가능한 한 150 fps에 근접한 수준으로 감소되어야 한다. V50 탄도 한계 (보호)를 결정함에 있어서 통상의 업 앤 다운 발포법(up and down firing method)이 사용되며, 모든 속도들은 충격 속도에 대해 보정된다. 계산된 V50 탄도 한계가, 요구되는 최소 한계를 30 fps 미만으로 초과하는 경우, 그리고 30 fps 또는 그 이상의 간극 (낮은 완전 관통 속도 미만의 높은 부분 관통 속도)이 존재하는 경우, 간극이 25 fps 또는 그 미만으로 감소하는데 필요한 정도로 발사체 발포는 계속된다.
시험 패널들에 대해 계산된 V50 탄도 한계는 시험 패널의 특정 두께에 필요한 최소 V50와 비교될 수 있다. 시험 패널에 대해 계산된 V50가 필요한 최소 V50를 초과하는 경우, 이 시험 패널은 요구되는 탄도 성능 기준을 "통과했다"고 말할 수 있다. 플레이트 장갑에 대한 최소 V50 탄도 한계값은 MIL-DTL-46100E 및 MIL-A-46099C ("Amor Plate, Steel, Roll-Bonded, DNAL Hardness (0.187 Inches To 0.700 Inches Inclusive"))를 포함한 다양한 미군 사양에 설정되어 있다.
표 6은 11개의 탄도 시험 패널들 각각에 대한 다음의 정보들을 열거하고 있다: 샘플 ID 번호; 오스테나이트화 온도; 오스테나이트화 처리로부터 실온으로 냉각된 후 ("경화된 상태")의 BHN 경도; 소려 온도 변수 (사용된 경우); 소려 온도로부터 실온으로 냉각된 후 BHN 경도; 재-소려 처리 변수 (사용된 경우); 재-소려 온도로부터 실온으로 냉각된 후 BHN 경도; 및 패널들의 계산된 탄도 한계 V50과 MIL-DTL-46100E 및 MIL-A-46099C에 따라 요구되는 최소 V50 탄도 한계 사이의 fps 편차. 표 6에서 양(+)의 V50 편차값(예컨대, "+419")은 패널에 대하여 계산된 V50 탄도 한계가 요구되는 V50을 표시된 정도만큼 초과하였음을 나타낸다. 음(-)의 편차값 (예컨대, "-44")은 패널에 대해 계산된 V50이 표시된 미군 사양에 따라 요구되는 V50보다 표시된 정도만큼 더 작았음을 나타낸다.
Figure 112010013413546-pct00004
12-19번으로 표시되고, 실험 합금으로 이루어진 8개의 추가 18 x 18 인치 (45.7 x 45.7 cm) (공칭) 시험 패널들이 상기 항목 1에 따라 제조되었다. 각 패널들은 통상적으로 두께가 0.275 인치 (7 mm) 또는 0.320 인치 (7.8 mm)였다. 8개의 패널들 각각을 1600°F (871 ℃)에서 35분 (+/-5분)동안 가열함으로써 오스테나이트화 처리한 후 실온으로 냉각시켰다. 패널 12는 경화된 상태 (소려 처리 없이 냉각된 상태)에서 7.62 mm (.30 caliber) M2 AP 발사체에 대해 탄도 성능을 평가하였다. 패널 13-19는 표 7에 열거된 개개의 소려 단계들을 거치게 하고, 실온으로 대기중 냉각시킨 후, 상기 패널 1-11과 동일한 방식으로 탄도 성능을 평가하였다. 표 7에 열거된 각각의 소려 시간은 근사치이며, 실제로 열거된 기간의 +/-5분 이내였다. 표 8은 시험 패널들 12-19 각각에 관한 계산된 V50 탄도 한계(성능)를, MIL-DTL-46100E 및 MIL-A-46099C에 따라 표 7에 열거된 특정 패널 두께에 대해 요구되는 최소 V50와 함께 열거한다.
Figure 112010013413546-pct00005
Figure 112010013413546-pct00006
예를 들면, 플레이트, 바, 쉬트 형태의 가공 제품들은, 합금의 경도 및 탄도 성능을 최적화하기 위하여 전술한 관찰결과 및 결론들을 고려하여 조합된 단계들을 포함시켜 처리함으로써 본 발명에 따른 합금으로 제조될 수 있다. 당업자가 이해하고 있는 바와 같이, "플레이트" 제품은 적어도 3/16 인치의 두께 및 적어도 10 인치의 폭을 가지며, "쉬트" 제품은 3/16 인치 보다 큰 두께 및 적어도 10 인치의 폭을 가진다. 당업자는 다양한 종래의 가공 제품들, 가령, 플레이트, 쉬트 및 바 사이의 차이점을 용이하게 이해할 수 있을 것이다.
4. 냉각 시험
a. 실시 1
표 2에 나타나있는 실제 화학을 가지는 0.275 x 18 x 18 인치의 샘플군은, 샘플들을 1600 ± 10°F (871 ± 6℃)에서 35분 ± 5분 동안 가열함으로써 오스테나이트화 주기를 통해 처리한 후, 냉각 경로에 영향을 미치는 다양한 방법들을 사용하여 실온으로 냉각시켰다. 그 후 냉각된 샘플들을 정해진 시간동안 소려시키고, 실온으로 대기중 냉각되게 하였다. 샘플들을 브리넬 경도 시험하고 탄도 시험하였다. 사양 MIL-DTL-46100E하에 요구되는 값들을 만족시키는 탄도 V50 값들이 바람직하였다. 바람직하게는, 탄도 V50 값들로서 평가된 탄도 성능은 사양 MIL-A-46099C에 따라 요구되는 V50 값들 보다 150 ft/초 이상 작다. 일반적으로, MIL-A-46099C는 MIL-DTL-46100E에 따라 요구되는 값보다 일반적으로 300-400 fps 더 큰, 상당히 더 높은 V50 값들을 요구한다.
표 9는 샘플들 사이가 1 인치 간격인 냉각 랙(rack)에 샘플들을 수직으로 걸고 샘플들을 실온 환경의 고요한 대기에서 실온으로 냉각시킴으로써 오스테나이트화 온도로부터 냉각된 샘플들에 대한 경도 및 V50값들을 열거한다. 도 4는 이들 샘플들에 대한 적층 배열을 도식적으로 나타낸다.
표 10은 표 9에서와 동일한 일반적인 냉각 조건들 및 동일한 수직의 샘플 랙킹 배열을 사용하여 오스테나이트화 온도로부터 냉각시킨 샘플들에 대한 경도 및 V50 값들을 제공하지만, 여기에서는 냉각 팬이 샘플들 주위의 실온 대기를 계산하였다. 그러므로, 표 10에 열거된 샘플들이 오스테나이트화 온도로부터 냉각되는 평균 속도는 표 9에 열거된 샘플들의 냉각 속도를 능가하였다.
표 11은 샘플들이 오스테나이트화 온도로부터 냉각되는 속도에 영향을 주기 위해 냉각 랙에 수직으로 배열하고 인접한 샘플들과 접촉되어 적층된, 고요한 대기중에서 냉각된 샘플들에 관한 경도 및 V50 결과들을 열거한다. 표 11에 포함된 V50 값들은 도 6에 소려 실시(practice)의 함수로서 플롯되어있다. 표 11의 샘플들에 대하여 4가지 상이한 적층 배열이 사용되었다. 도 5의 상부에 도시된 한 배열에서, 두 개의 샘플들은 서로와 접촉되어 배열되어있다. 도 5의 하부에 도시된 또다른 배열에서, 세 개의 샘플들이 서로 접촉하여 배열되어있다. 도 8은 도 5의 상부 및 하부에 도시된 바와 같이 적층된 샘플들에 대한 냉각 곡선의 그래프이다. 도 7은 오스테나이트화 온도로부터 냉각하는 동안 4개의 플레이트 (상부) 또는 5개의 플레이트 (하부)가 서로와 접촉되어 배열되어 있는 또다른 두 가지 적층 배열을 보여준다. 도 9는 도 7의 상부 및 하부에 도시된 바와 같이 적층된 샘플들에 대한 냉각 곡선의 그래프이다. 표 11에 열거된 각 샘플에 대하여, 표의 두번째 열은 적층 배열에 연관된 총 샘플들의 수를 나타낸다. 샘플들 주위의 순환 대기 (대, 고요한 대기 중의 냉각) 및 표 9, 10 및 11의 샘플들과 같이, 상이한 수의 샘플들을 서로와 접촉시켜 배열하는 것은 다양한 샘플들에 대한 냉각 곡선의 형상에 영향을 주는 것으로 예상된다. 다시 말하면, 냉각 곡선들에 의해 수반되는 특정 경로들 (즉, 곡선의 "형상들")은 표 9, 10, 및 11에 있는 다양한 배열의 샘플들에 있어서 서로 달랐던 것으로 예상된다. 예를 들면, 다른 샘플들과 접촉되어 냉각된 하나의 샘플에 대한 냉각 곡선 중 하나 이상의 구역들에서의 냉각 속도는 동일한 냉각 곡선 구역에서 수직으로 걸린, 간격이 떨어져있는 샘플에 대한 냉각 속도보다 작을 수 있다. 샘플들의 냉각에 있어서의 차이는 이하에서 논의되는 바와 같이, 샘플들에서의 미세구조 차이를 가져왔으며, 이러한 차이는 뜻밖에도 샘플들의 탄도 관통 저항성에 영향을 주었던 것으로 생각된다.
표 9-11은 이들 표에 열거된 각 샘플과 함께 사용된 소려 처리를 나타낸다. 표 9-11에 있는 V50 결과값들은 사양 MIL-A-46099C에 따라 특정 시험 샘플 크기에 관하여 요구되는 최소 V50 속도에 대한 편차를 피트/초(fps)로서 열거되어있다. 예를 들어, "-156" 값은 7.62 mm (.30 caliber)의 장갑장갑 관철탄을 사용하여 상기 군용 사양에 따라 평가된, 샘플에 대한 V50이, 상기 군용 사양에 따라 요구되는 값보다 156 fps 작았음을 의미하며, "+82" 값은 V50 속도가 요구되는 값을 82 fps만큼 초과하였음을 의미한다. 그러므로, 크고, 양의 편차값은 이들이 상기 군용 사양에 따라 요구되는 V50을 초과하는 탄도 관통 저항성을 반영하기 때문에 가장 바람직하다. 표 9에 기록된 V50 값들은 탄도 시험(ballistic testing)을 하는 동안 부서진(파괴된) 이후에 평가되었다. 표 9와 10에 열거된 샘플들의 탄도 결과값들은 보다 높은 균열 발생율을 나타내었다.
표 9 - 1인치 간격으로 수직으로 걸어둔, 고요한 대기에서 냉각된 샘플들
Figure 112010013413546-pct00007
표 10 - 1 인치 간격으로 수직으로 걸어둔, 팬 냉각된 샘플들
Figure 112010013413546-pct00008
표 11 - 적층되고, 고요한 대기에서 냉각된 샘플들
Figure 112010013413546-pct00009
표 11에 열거된 샘플들에 관한 경도값들은 표 9와 10에 열거된 샘플들에 대한 경도값들보다 훨씬 더 작았다. 이러한 차이는 오스테나이트화 온도로부터 샘플들을 냉각할 때, 샘플들을 서로에 대해 접촉시켜 배열한 것이 표 9와 10 및 도 4에 언급된 "대기 소입된" 샘플들과 비교하여 샘플들의 냉각 곡선을 변형시킨 결과라고 생각되었다. 표 11에 있는 샘플들에 대해 사용된 보다 느린 냉각 또한 오스테나이트화 온도로부터 실온으로 냉각하는 동안 물질을 자가-소려(auto-tempering)하는 작용을 하는 것으로 생각된다.
상기 논의한 바와 같이, 종래에는 강철 장갑의 경도를 증가시키는 것이 충돌하는 발사체를 파쇄하는 장갑의 능력을 증진시키고, 이에 의해, 예를 들어, V50 속도 시험으로 평가되는 탄도 성능을 개선시켜야 한다고 생각되었다. 표 9와 10의 샘플들은 표 11의 샘플들과 조성면에서 동일하였으며, 오스테나이트화 온도로부터 냉각하는 방식을 제외하고, 실질적으로 동일한 방식으로 처리되었다. 그러므로, 강철 장갑 물질을 생산하는 당업자는 표 11의 샘플들에 관한 감소된 표면 경도가 탄도 관통 저항성에 부정적인 영향을 줄 것이며 표 9와 10의 샘플들에 비해 V50 속도가 보다 낮을 것이라 예상할 것이다. 그러나 본 발명의 발명자들은 표 11의 샘플들이 뜻밖에도 현저히 개선된 관통 저항성을 나타내었으며, 양의 V50 값들을 유지하면서도 보다 적은 균열 발생율을 나타내었음을 발견하였다. 상기 강철을 오스테나이트화 온도로부터 냉각시킨 후 소려한 실험적 시도에서 탄도 성질의 현저한 개선을 고려하여 볼 때, 가공-규모의 실험(mill-scale runs)에서는, 오스테나이트화 온도로부터 냉각시킨 후 250-450°F, 바람직하게는 약 375°F에서, 약 1시간 동안 소려하는 것이 유익할 것이라고 생각된다.
표 11에서 평균 V50 속도는 MIL-A-46099C에 따라 샘플에 대하여 요구되는 V50 속도보다 119.6 fps 더 크다. 따라서, 표 11의 실험 데이터들은 본 발명에 따른 강철 장갑들의 구체예들이 MIL-A-46099C에 따라 요구되는 값들에 근접하거나 이를 초과하는 V50 속도를 가짐을 보여준다. 대조적으로, 보다 높은 속도로 냉각된 샘플들에 대한 표 10에 열거된 평균 V50은 상기 사양에 따라 요구되는 값보다 단지 2 fps 더 컸으며, 이 샘플들은 허용할 수 없는 다중-타격 균열 저항성을 나타내었다. MIL-A-46099C의 V50 속도 요구조건이 사양 MIL-DTL-461000E에 따른 요구조건보다 대략 300-400 fps 더 크므로, 본 발명에 따른 특정 강철 장갑 구체예들 또한 MIL-DTL-46100E에 따라 요구되는 값들에 근접하거나 이를 만족시킬 것이다. V50 속도는 바람직하게는 MIL-A-46099C에 따라 요구되는 값들보다 150 ft/초 이상 작지만, 이는 본 명세서의 발명을 어떠한 방식으로든 제한하지 않는다. 다시 말하면, V50 속도는 바람직하게는 사양 MIL-A-46099C에 따라 요구되는 V50 보다 적어도 V50 150 ft/초 만큼 작으며, 최소의 균열 전달을 가진다.
표 11의 구체예들의 평균 관통 저항성 성능은 보다 상당히 값비싼 특정 합금 장갑 물질, 또는 K-12® 이중 경도 장갑 플레이트에 적어도 필적하는 것으로 생각된다. 요약하자면, 표 11의 강철 장갑 샘플들은 표 9와 10의 샘플들보다 현저히 작은 표면 경도를 가졌지만, 이들은 뜻밖에도 감소된 균열 전파 발생율과 함께 실질적으로 더 큰 탄도 관통 저항성을 나타내었으며, 이러한 탄도 관통 저항성은 최고급의 특정 고합금 장갑 합금의 탄도 저항성에 필적하였다.
발명자들은 본 발명에 따른 강철 장갑의 독특한 조성 및 오스테나이트화 온도로부터 장갑을 냉각시키는 것에 대한 종래의 방식과 다른 접근이 예상밖의 높은 관통 저항성을 가진 강철 장갑을 제공하는데 중요한 것으로 생각하나, 이러한 특정 이론에 제한하고자 하는 것은 아니다. 발명자들은 표 11의 샘플들의 상당한 탄도 성능이 단순히 표 9와 10의 샘플들에 비해 샘플들의 보다 낮은 경도의 작용은 아니었음을 관찰하였다. 실제, 아래 표 12에서 볼 수 있는 바와 같이, 표 9의 샘플들 중 일부는 표 11의 샘플들의 소려-후 경도와 실질적으로 동일한 소려-후 경도를 가졌으나, 표 9와 10의 샘플들과 상이하게 오스테나이트화 온도로부터 냉각되었던 표 11의 샘플들은 보다 낮은 균열 발생율과 함께 실질적으로 더 높은 V50 속도를 가졌다. 그러므로, 특수한 작업 이론에 제한되지 않고, 표 11에서의 관통 저항성의 현저한 개선은 종래의 방식과 다른 방식으로 냉각하는 동안 발생되었으며 추가적으로 물질이 실온으로 냉각하는 동안 자가-소려되도록 하는 예상치못한 상당한 미세구조 변화로 인하여 생긴 결과일 수도 있는 것으로 생각된다.
본 실험에서 냉각 곡선은 냉각 랙에서 샘플들을 수평 배향으로 서로와 접촉시켜 배치함으로써 종래의 대기중 소입 단계의 냉각곡선으로부터 변형되었으나, 본 명세서에서 논의되는 발명자들의 관찰결과에 기초하여 볼 때, 본 발명에 따른 합금의 탄도 성능에 유익한 영향을 주기 위해 종래의 냉각 곡선을 변형시키는 그 외 다른 수단들이 사용될 수도 있다. 합금의 냉각 곡선을 유익하게 변형시키는 가능한 방법들의 예에는 제어된 냉각 구역에서 오스테나이트화 온도로부터 냉각시키는 것 또는 오스테나이트화 온도로부터 합금을 냉각시키는 단계의 전부 또는 일부 동안 단열 물질, 가령, 예를 들면, Kaowool 물질로 합금을 피복하는 것이 포함된다.
Figure 112010013413546-pct00010
장갑 분야에서 높은 경도에 의해 수득되는 이점들로 비추어볼 때, 본 발명에 따른 저합금 강철은 바람직하게는 적어도 550 HBN의 경도를 가진다. 전술한 시험 결과들과 본 발명자들의 관찰결과에 기초하여 볼 때, 본 발명에 따른 강철들은 바람직하게는 550 HBN 보다 크고 700 HBN 미만인, 더욱 바람직하게는 550 HBN 보다 크고 675 HBN 미만인 경도를 가진다. 바람직한 하나의 특정 구체예에 따르면, 본 발명에 따른 강철들은 적어도 600 HBN이고 675 HBN 미만의 경도를 가진다. 유사하게 경도는 탄도 성능을 구현하는데 있어 중요한 역할을 한다. 그러나, 본 발명의 방법들에 따라 제조된 실험적인 장갑 합금은 또한 종래와 다른 방식으로 샘플을 냉각시킨 것으로 인하여 나타난 미세구조 변화로부터 뜻밖의 상당한 관통 저항성을 유도하며, 이는 오스테나이트화 온도로부터 대기중에서 샘플들을 냉각시키는 종래의 냉각단계를 특징짓는 곡선으로부터 샘플들의 냉각 곡선들을 변형시켰다.
b. 실험 2
본 실험적 실시는 본 발명에 따른 합금의 탄도 관통 저항성에 있어서의 뜻밖의 개선에 적어도 부분적으로 원인이 될 수도 있는, 오스테나이트화 온도로부터 냉각된 합금들의 냉각 곡선에 대한 특수한 변화를 연구하기 위하여 실시되었다. 표 2에 도시된 실제 화학을 가지는 0.310 인치의 세 개의 샘플 플레이트들로 된 두 그룹을 1600 ± 1O°F (871 ± 6℃)의 오스테나이트화 온도까지 35분 ± 5분동안 가열하였다. 이 그룹들은 오스테나이트화 온도로부터의 샘플들의 냉각 곡선에 영향을 주는 두 가지 상이한 배열로 로 트레이(furnace tray) 위에 배열되었다. 도 10에 도시된 첫번째 배열에서, 세 개의 샘플들 (번호 DA-7, DA-8, 및 DA-9)은 샘플들 사이에 최소 1인치 간격으로 수직으로 걸어두었다. 제 1 열전대 (이하 "채널 1"로 언급)를 걸려 있는 샘플들 중 중앙의 샘플 (DA-8)의 표면 위에 배치하였다. 제 2 열전대 (채널 2)를 바깥쪽 플레이트 (DA-7)의 외측 표면(즉, 중앙 플레이트를 대면하지 않은 표면) 위에 배치하였다. 도 11에 도시된 두번째 배열에서, 세 개의 샘플들을, 샘플 번호 DA-10을 하부에, 샘플 번호 BA-2를 상부에, 그리고 샘플 번호 BA-1를 중앙에 위치시켜 서로와 접촉하도록 수평으로 적층하였다. 제 1 열전대 (채널 3)를 하부 샘플의 상부 표면위에 배치하고, 제 2 열전대 (채널 4)를 상부 샘플의 하부 표면 (중앙 샘플의 상부 표면을 대면하는 표면) 위에 배치하였다. 각 배열의 샘플들을 오스테나이트화 온도까지 가열하고 오스테나이트화 온도에서 방치한 후, 샘플 트레이를 로에서 제거하여, 샘플이 300°F (149℃) 미만이 될 때까지 고요한 대기중에서 냉각시켰다.
오스테나이트화 온도로부터 실온으로 샘플들을 냉각시키고, 다시 각각의 오스테나이트화된 샘플들을 225°F (107℃)에서 60분 동안 소려한 후, 각 샘플의 코너 위치에서 경도 (HBN)를 평가하였다. 결과는 표 13에 나타나있다.
Figure 112010013413546-pct00011
도 12에 도시된 냉각 곡선은 샘플들을 오스테나이트화 로에서 제거한 직후의 시간으로부터 약 200-400°F (93-204℃) 범위의 온도에 도달할때까지 채널 1-4 각각에서 기록된 샘플의 온도를 그래프로 나타낸 것이다. 도 12는 합금에 관하여 가능한 연속 냉각 변태 (CCT) 곡선을 또한 보여주는데, 이 곡선은 합금이 고온으로부터 냉각함에 따른 합금에 관한 다양한 상 구역들을 도시한다. 도 13은 도 11의 냉각 곡선 중 일부의 상세도를 보여주는데, 이는 채널 1-4에 대한 냉각 곡선 각각이 이론적 CCT 곡선을 가로지르는 영역을 포함한다. 유사하게, 도 14는 500-900°F (260-482℃)의 샘플 온도 범위에서 도 12에 도시된 냉각 곡선 및 CCT 곡선의 일부를 보여준다. 채널 1과 2 (수직으로 걸어둔 샘플들)에 대한 냉각 곡선들은 채널 3과 4 (적층된 샘플들)에 대한 냉각 곡선들과 유사하다. 그러나, 채널 1과 2에 대한 냉각 곡선들은 채널 3과 4에 대한 냉각 곡선들과 상이한 경로를 따르는데, 냉각 곡선의 초반 부분 (냉각 단계를 시작하는 시기)에서 특히 상이한 경로를 따른다. 결과적으로, 채널 1과 2에 대한 냉각 곡선들의 형상은 채널 3과 4에 대한 냉각 곡선들의 냉각 속도보다 훨씬 더 빠른 냉각 속도를 반영한다. 예를 들면, 개개의 채널 냉각 곡선들이 먼저 CCT 곡선을 가로지르는 냉각 곡선 구역에서, 채널 1과 2 (수직으로 걸어둔 샘플들)에 대한 냉각 속도는 대략 136°F/분 (75.6℃/분)이었으며, 채널 3과 4 (적층된 샘플들)에 대한 냉각 속도는 각각 대략 98°F/분 (54.4℃/분) 및 대략 107°F/분 (59.4℃/분)이었다. 예상한 바와 같이, 채널 3과 4에 대한 냉각 속도는 상기 논의하였던, 두 개의 적층 플레이트들과 관련된 냉각 시험에서 측정된 냉각 속도 (111 °F/분 (61.7℃/분))와 5개의 적층 플레이트들과 관련된 냉각 시험에서 측정된 냉각 속도 (95°F/분 (52.8℃/분)) 사이에 속한다. 2개의 적층 플레이트 ("2PI") 및 5개의 적층 플레이트 ("5PI") 냉각 시험들에 관한 냉각 곡선들은 또한 도 12-14에 도시되어 있다.
채널 1-4에 관해 도 12-14에서 도시된 냉각 곡선들은 모든 냉각 속도들이 실질적으로 상이하지 않았음을 제시한다. 그러나, 도 12 및 13에 도시된 바와 같이, 각각의 곡선들은 초기에 상이한 지점들에서 CCT 곡선을 가로지르는데, 이는 상이한 변태량을 나타내며, 이는 샘플들의 상대적인 미세구조에 상당한 영향을 줄 수 있다. CCT 곡선을 가로지르는 지점의 변화는 샘플이 고온에 있는 동안 일어나는 냉각의 정도에 의해 대부분 결정된다. 그러므로, 상대적으로 샘플이 로에서 제거된 직후의 시기에서 발생하는 냉각의 양은 샘플들의 최종 미세구조에 상당히 영향을 줄 수 있으며, 이는 순차적으로 본 출원에서 논의된 예상치못한 탄도 관통 저항성의 개선을 제공하거나 이러한 개선에 기여할 수 있다. 그러므로, 본 실험적 실시는 샘플이 오스테나이트화 온도로부터 냉각되는 방식이 합금의 미세구조에 영향을 줄 수 있으며, 이는 본 발명에 따른 장갑 합금의 탄도 성능 개선에 적어도 부분적으로 원인이 될 수 있음을 확인시켜 주었다.
본 발명에 따른 강철 장갑은 고급의 고합금 장갑 합금과 적어도 상응하는 탄도 성능을 나타낼 수 있으면서도, 값비싼 합금 성분들, 가령, 예를 들면, 니켈, 몰리브덴, 및 크롬을 실질적으로 낮은 수준으로 포함하므로 실질적인 유용성을 제공할 것이다. 본 발명에 따른 강철 장갑들에 관한 구체예들의 성능 및 비용면의 이점을 고려할 때, 이러한 장갑은 현존하는 많은 장갑 합금들을 능가하여 매우 현저히 개선된 장갑이라 생각된다.
본 발명에 따라 제조된 합금 플레이트 및 그 외 다른 가공 제품들은 종래의 장갑 분야에서 사용될 수 있다. 이러한 분야들에는, 예를 들면, 전투용 차량, 무기, 방호용 도어(armored doors), 및 외장에 대한 장갑 쉬드(armored sheathing) 및 그외 다른 요소들, 그리고 발사체 충돌, 폭발, 및 그 외 다른 고에너지 공격으로부터 보호를 필요로 하거나 보호의 이점을 가지는 그 외 다른 제품들이 포함된다. 본 발명에 따른 합금에 가능한 분야들의 상기 예들은 단지 예로서 제공되는 것이며, 본 발명의 합금이 사용될 수 있는 모든 분야들을 배제하고자 하는 것은 아니다. 당업자는 본 명세서를 읽을 때, 본 명세서에 기재된 합금들의 추가 사용분야를 용이하게 알 수 있을 것이다. 당업자는 당업계의 통상의 지식에 기초하여 본 발명에 따른 합금으로부터 가능한 모든 제품들을 제조할 수 있을 것이라 생각된다. 따라서, 이러한 제품들에 관한 제작 과정에 대한 추가적인 논의는 본 출원에서 필요하지 않다.
전술한 설명에서는 어쩔 수 없이 오직 제한된 수의 구체예들만을 제공하였으나, 관련 업계의 당업자들은 본 발명의 합금, 방법, 및 제품들에 있어서 다양한 변화가 당업자에 의해 이루어질 수 있으며, 이러한 모든 변형들은 본 명세서에 표현된 본 출원의 원리 및 범위 그리고 첨부된 청구범위에 여전히 속하는 것임을 이해할 것이다. 또한 당업자는 이러한 변화들이 본 발명의 광범위한 발명 개념에서 벗어나지 않고 상기 구체예들에 대해 이루어질 수 있음을 이해할 것이다. 그러므로, 본 발명은 개시된 특정 구체예들에 한정되는 것이 아니며, 청구범위에 정의된 바와 같이, 본 발명의 원리 및 범위에 속하는 변형들을 포함하는 것으로 이해하면 된다.

Claims (46)

  1. 550 HBN 초과 700 HBN 미만의 경도 및 다중-타격 탄도 저항성을 가지며, 총 합금 중량에 기초하여 중량 백분율로 다음으로 구성되는 철계 합금: 0.48 내지 0.52의 탄소; 0.15 내지 1.00의 망간; 0.15 내지 0.45의 규소; 0.95 내지 1.70의 크롬; 3.30 내지 4.30의 니켈; 0.35 내지 0.65의 몰리브덴; 0.0008 내지 0.0030의 붕소; 0.001 내지 0.015의 세륨; 0.001 내지 0.015의 란탄; 0.002 이하의 황; 0.015 이하의 인; 0.10 이하의 질소; 나머지 철; 및 기타 불가피한 불순물,
    여기서 상기 철계 합금은 오스테나이트화 온도로부터 실온까지 고요한 대기에서 냉각되고, 냉각 동안 철계 합금의 플레이트가 적어도 하나의 인접한 철계 합금의 플레이트와 접촉하여 적층되고, 상기 철계 합금은 적어도 사양 MIL-DTL-46100E에 따라 요구되는 V50만큼 큰 V50 탄도 한계를 가짐.
  2. 제 1항에 있어서, 상기 합금은 사양 MIL-A-46099C에 따라 요구되는 V50 보다 적어도 45.7 m(150 ft)/초만큼 작은 V50 탄도 한계를 가짐을 특징으로 하는, 철계 합금.
  3. 삭제
  4. 제 1항에 있어서, 상기 합금은 550 HBN 초과 675 HBN 미만의 경도를 가짐을 특징으로 하는, 철계 합금.
  5. 제 1항에 있어서, 상기 합금은 600 HBN 이상 675 HBN 미만의 경도를 가짐을 특징으로 하는, 철계 합금.
  6. 제 1항에 있어서, 0.20 이상 1.00 이하의 망간을 포함함을 특징으로 하는, 철계 합금.
  7. 제 1항에 있어서, 0.15 이상 0.80 이하의 망간을 포함함을 특징으로 하는, 철계 합금.
  8. 제 1항에 있어서, 0.20 이상 0.45 이하의 규소를 포함함을 특징으로 하는, 철계 합금.
  9. 제 1항에 있어서, 0.15 이상 0.40 이하의 규소를 포함함을 특징으로 하는, 철계 합금.
  10. 제 1항에 있어서, 1.00 이상 1.70 이하의 크롬을 포함함을 특징으로 하는, 철계 합금.
  11. 제 1항에 있어서, 0.95 이상 1.50 이하의 크롬을 포함함을 특징으로 하는, 철계 합금.
  12. 제 1항에 있어서, 3.75 이상 4.30 이하의 니켈을 포함함을 특징으로 하는, 철계 합금.
  13. 제 1항에 있어서, 3.30 이상 4.25 이하의 니켈을 포함함을 특징으로 하는, 철계 합금.
  14. 제 1항에 있어서, 0.40 이상 0.65 이하의 몰리브덴을 포함함을 특징으로 하는, 철계 합금.
  15. 제 1항에 있어서, 0.35 이상 0.60 이하의 몰리브덴을 포함함을 특징으로 하는, 철계 합금.
  16. 제 1항에 있어서, 0.0015 이상 0.0030 이하의 붕소를 포함함을 특징으로 하는, 철계 합금.
  17. 제 1항에 있어서, 0.0008 이상 0.0025 이하의 붕소를 포함함을 특징으로 하는, 철계 합금.
  18. 제 1항에 있어서, 0 초과 0.010 이하의 인을 포함함을 특징으로 하는, 철계 합금.
  19. 제 1항에 있어서, 상기 합금은 600 HBN 이상 700 HBN 미만의 경도 및 사양 MIL-A-46099C에 따라 요구되는 V50보다 적어도 45.7 m(150 ft)/초만큼 작은 V50 탄도 한계를 가짐을 특징으로 하는, 철계 합금.
  20. 제1 항, 제2항, 제4항 내지 제19항 중 어느 한 항에 따른 철계 합금을 포함하는 제품.
  21. 제 20항에 있어서, 상기 제품은 장갑 플레이트, 장갑 쉬트, 장갑 바, 장갑 차량, 및 장갑 외장, 및 이동식 장갑 설비 품목 중에서 선택됨을 특징으로 하는, 철계 합금을 포함하는 제품.
  22. 다음 단계들을 포함하는, 장갑 플레이트, 장갑 쉬트, 및 장갑 바에서 선택되며 550 HBN 초과 700 HBN 미만의 경도를 가지는 장갑 가공 제품의 제조 방법:
    총 합금 중량에 기초하여 중량 백분율로 다음으로 구성되는 합금을 제공하는 단계 : 0.48 내지 0.52의 탄소; 0.15 내지 1.00의 망간; 0.15 내지 0.45의 규소; 0.95 내지 1.70의 크롬; 3.30 내지 4.30의 니켈; 0.35 내지 0.65의 몰리브덴; 0.0008 내지 0.0030의 붕소; 0.001 내지 0.015의 세륨; 0.001 내지 0.015의 란탄; 0.002 이하의 황; 0.015 이하의 인; 나머지 철; 및 기타 불가피한 불순물;
    1500°F (815℃) 이상의 온도에서 적어도 30분 동안 상기 합금을 시간-온도 방식(time-at-temperature)으로 가열함으로써 합금을 오스테나이트화하는 단계; 및
    합금이 적어도 사양 MIL-DTL-46100E에 따라 요구되는 V50만큼 큰 V50 탄도 한계를 가질 때까지 오스테나이트화 온도로부터 실온까지 고요한 대기에서 합금을 냉각하는 단계, 여기서 냉각 동안 합금의 플레이트가 적어도 하나의 인접한 합금의 플레이트와 접촉하여 적층됨.
  23. 제 22항에 있어서, 합금을 냉각하는 단계는 사양 MIL-A-46099C에 따라 요구되는 V50보다 적어도 45.7 m(150 ft)/초만큼 작은 V50 탄도 한계를 가진 합금을 제공함을 특징으로 하는, 장갑 가공 제품의 제조 방법.
  24. 삭제
  25. 제 22항에 있어서, 합금을 냉각하는 단계는 550 HBN 초과 675 HBN 미만의 경도를 가지는 합금을 제공함을 특징으로 하는, 장갑 가공 제품의 제조 방법.
  26. 제 22항에 있어서, 합금을 냉각하는 단계는 600 HBN 이상 675 HBN 미만의 경도를 가지는 합금을 제공함을 특징으로 하는, 장갑 가공 제품의 제조 방법.
  27. 제 22항에 있어서, 상기 합금은 0.20 이상 1.00 이하의 망간을 포함함을 특징으로 하는, 장갑 가공 제품의 제조 방법.
  28. 제 22항에 있어서, 상기 합금은 0.15 이상 0.80 이하의 망간을 포함함을 특징으로 하는, 장갑 가공 제품의 제조 방법.
  29. 제 22항에 있어서, 상기 합금은 0.20 이상 0.45 이하의 규소를 포함함을 특징으로 하는, 장갑 가공 제품의 제조 방법.
  30. 제 22항에 있어서, 상기 합금은 0.15 이상 0.40 이하의 규소를 포함함을 특징으로 하는, 장갑 가공 제품의 제조 방법.
  31. 제 22항에 있어서, 상기 합금은 1.00 이상 1.70 이하의 크롬을 포함함을 특징으로 하는, 장갑 가공 제품의 제조 방법.
  32. 제 22항에 있어서, 상기 합금은 0.95 이상 1.50 이하의 크롬을 포함함을 특징으로 하는, 장갑 가공 제품의 제조 방법.
  33. 제 22항에 있어서, 상기 합금은 3.75 이상 4.30 이하의 니켈을 포함함을 특징으로 하는, 장갑 가공 제품의 제조 방법.
  34. 제 22항에 있어서, 상기 합금은 3.30 이상 4.25 이하의 니켈을 포함함을 특징으로 하는, 장갑 가공 제품의 제조 방법.
  35. 제 22항에 있어서, 상기 합금은 0.40 이상 0.65 이하의 몰리브덴을 포함함을 특징으로 하는, 장갑 가공 제품의 제조 방법.
  36. 제 22항에 있어서, 상기 합금은 0.35 이상 0.60 이하의 몰리브덴을 포함함을 특징으로 하는, 장갑 가공 제품의 제조 방법.
  37. 제 22항에 있어서, 상기 합금은 0.0015 이상 0.0030 이하의 붕소를 포함함을 특징으로 하는, 장갑 가공 제품의 제조 방법.
  38. 제 22항에 있어서, 합금을 냉각하는 단계는 600 HBN 이상 700 HBN 미만의 경도 및 사양 MIL-A-46099C에 따라 요구되는 V50보다 작은, 적어도 45.7 m(150 ft)/초만큼 큰 V50 탄도 한계를 가지는 합금을 제공함을 특징으로 하는, 장갑 가공 제품의 제조 방법.
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