KR102631771B1 - Shape steel and method of manufacturing the same - Google Patents
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Abstract
본 발명은 탄소(C) : 0.04 ~ 0.14 중량%, 실리콘(Si) : 0.10 ~ 0.55 중량%, 망간(Mn) : 0.90 ~ 1.65 중량%, 인(P) : 0 초과 0.020 중량% 이하, 황(S) : 0 초과 0.007 중량% 이하, 알루미늄(Al) : 0.015 ~ 0.055 중량%, 바나듐(V): 0.010 ~ 0.080 중량%, 티타늄(Ti) : 0.010 ~ 0.025 중량%, 니오븀(Nb) : 0.010 ~ 0.050 중량% 및 나머지 철(Fe)과 기타 불가피한 불순물로 이루어지며, 항복강도(YS): 420MPa 이상, 인장강도(TS): 500 ~ 660MPa, 연신율(EL): 19% 이상, 항복비(YR): 0.90 이하 및 -40℃에서의 샤르피 충격 흡수 에너지(CVN)가 50J 이상인 것을 특징으로 하는, 형강을 제공한다.The present invention is carbon (C): 0.04 to 0.14% by weight, silicon (Si): 0.10 to 0.55% by weight, manganese (Mn): 0.90 to 1.65% by weight, phosphorus (P): more than 0 to 0.020% by weight or less, sulfur ( S): greater than 0 and less than or equal to 0.007 wt%, aluminum (Al): 0.015 to 0.055 wt%, vanadium (V): 0.010 to 0.080 wt%, titanium (Ti): 0.010 to 0.025 wt%, niobium (Nb): 0.010 to Consisting of 0.050% by weight and the remaining iron (Fe) and other inevitable impurities, yield strength (YS): 420 MPa or more, tensile strength (TS): 500 ~ 660 MPa, elongation (EL): 19% or more, yield ratio (YR) : Provides a section steel characterized in that the Charpy impact absorption energy (CVN) at 0.90 or less and -40°C is 50J or more.
Description
본 발명은 형강 및 그 제조 방법에 관한 것으로서, 보다 상세하게는 심해용 저온인성 및 저항복비 특수형강 및 그 제조 방법에 관한 것이다. The present invention relates to a section steel and a method of manufacturing the same, and more specifically, to a special section steel with low temperature toughness and resistance combination for deep sea use and a method of manufacturing the same.
최근 해양플랜트 산업의 트렌드는 경량화이다. 이러한 추세에 따라 시장에서는 강재 사용량을 줄이면서도 동일한 설계 특성을 확보하기 위해 고강도 강재를 요구하고 있다. 현재 해양플랜트용 H형강의 주요 사용 강종은 YS 355MPa 급의 -20℃ 내지 -40℃ 보증재가 주로 사용 되고 있다. The recent trend in the offshore plant industry is lightweighting. According to this trend, the market is demanding high-strength steel to secure the same design characteristics while reducing the amount of steel used. Currently, the main type of H-beam steel used for offshore plants is YS 355MPa grade -20℃ to -40℃ guaranteed material.
관련 선행 기술로는 한국공개특허 제2012-0000770호가 있다. Related prior art includes Korean Patent Publication No. 2012-0000770.
본 발명이 이루고자 하는 기술적 과제는 저원가 설계 및 안정적 물성 확보를 통해 수익률 및 품질, 양산성을 개선할 수 있는 형강 및 그 제조 방법을 제공하고자 한다. The technical problem to be achieved by the present invention is to provide a section steel and a manufacturing method thereof that can improve profitability, quality, and mass production through low-cost design and stable physical properties.
상기 과제를 해결하기 위한 본 발명의 일 실시예에 따른 형강은 탄소(C) : 0.04 ~ 0.14 중량%, 실리콘(Si) : 0.10 ~ 0.55 중량%, 망간(Mn) : 0.90 ~ 1.65 중량%, 인(P) : 0 초과 0.020 중량% 이하, 황(S) : 0 초과 0.007 중량% 이하, 알루미늄(Al) : 0.015 ~ 0.055 중량%, 바나듐(V): 0.010 ~ 0.080 중량%, 티타늄(Ti) : 0.010 ~ 0.025 중량%, 니오븀(Nb) : 0.010 ~ 0.050 중량% 및 나머지 철(Fe)과 기타 불가피한 불순물로 이루어지며, 항복강도(YS): 420MPa 이상, 인장강도(TS): 500 ~ 660MPa, 연신율(EL): 19% 이상, 항복비(YR): 0.90 이하 및 -40℃에서의 샤르피 충격 흡수 에너지(CVN)가 50J 이상인 것을 특징으로 한다. The section steel according to an embodiment of the present invention to solve the above problem includes carbon (C): 0.04 to 0.14 wt%, silicon (Si): 0.10 to 0.55 wt%, manganese (Mn): 0.90 to 1.65 wt%, and phosphorus. (P): more than 0 and less than 0.020% by weight, Sulfur (S): more than 0 and less than 0.007% by weight, aluminum (Al): 0.015 to 0.055% by weight, vanadium (V): 0.010 to 0.080% by weight, titanium (Ti): 0.010 ~ 0.025% by weight, niobium (Nb): 0.010 ~ 0.050% by weight and the remaining iron (Fe) and other inevitable impurities, yield strength (YS): 420MPa or more, tensile strength (TS): 500 ~ 660MPa, elongation (EL): 19% or more, yield ratio (YR): 0.90 or less, and Charpy impact absorption energy (CVN) at -40°C of 50J or more.
일 실시예에서, 상기 형강은 항복강도(YS): 490 ~ 510MPa, 인장강도(TS): 590 ~ 610MPa, 연신율(EL): 25~35%, 항복비(YR): 0.80 ~ 0.85 및 -40℃에서의 샤르피 충격 흡수 에너지(CVN)가 120 ~ 170J인 것을 특징으로 한다.In one embodiment, the section steel has yield strength (YS): 490 to 510 MPa, tensile strength (TS): 590 to 610 MPa, elongation (EL): 25 to 35%, yield ratio (YR): 0.80 to 0.85, and -40. It is characterized by a Charpy shock absorption energy (CVN) at ℃ of 120 to 170J.
일 실시예에서, 상기 형강의 표층부에서의 미세조직은 침상형 페라이트, 베이나이트 및 템퍼드 마르텐사이트를 포함하고, 상기 형강의 중심부에서의 미세조직은 페라이트 및 펄라이트를 포함할 수 있다. In one embodiment, the microstructure in the surface layer of the section steel may include acicular ferrite, bainite, and tempered martensite, and the microstructure in the center of the section steel may include ferrite and pearlite.
일 실시예에서, 상기 형강의 표층부에서의 미세조직을 구성하는 침상형 페라이트, 베이나이트 및 템퍼드 마르텐사이트의 면적분율은 21 ~ 24%이고, 상기 형강의 중심부에서의 미세조직을 구성하는 페라이트 및 펄라이트의 면적분율은 76 ~ 79%일 수 있다. In one embodiment, the area fraction of acicular ferrite, bainite, and tempered martensite constituting the microstructure in the surface layer of the section steel is 21 to 24%, and the ferrite and ferrite constituting the microstructure in the center of the section steel The area fraction of perlite may be 76 to 79%.
일 실시예에서, 상기 형강의 플랜지 외측에서 내측까지의 전체 두께를 따라 일직선으로 비커스 경도를 측정하여 가장 높은 경도값인 제1경도값과 페라이트 및 펄라이트 영역의 평균경도값인 제2경도값의 평균이 경도값으로 측정되는 지점을 경화층의 경계로 할 때, 상기 경화층의 두께와 상기 형강의 플랜지 외측에서 내측까지의 전체 두께의 비인 경화층 분율은 21 ~ 24%일 수 있다. In one embodiment, the Vickers hardness is measured in a straight line along the entire thickness from the outside to the inside of the flange of the section steel, and the average of the first hardness value, which is the highest hardness value, and the second hardness value, which is the average hardness value of the ferrite and pearlite regions, are obtained. When the point where this hardness value is measured is the boundary of the hardened layer, the hardened layer fraction, which is the ratio of the thickness of the hardened layer and the total thickness from the outside to the inside of the flange of the section steel, may be 21 to 24%.
상기 과제를 해결하기 위한 본 발명의 일 실시예에 따른 형강의 제조 방법은 (a) 탄소(C) : 0.04 ~ 0.14 중량%, 실리콘(Si) : 0.10 ~ 0.55 중량%, 망간(Mn) : 0.90 ~ 1.65 중량%, 인(P) : 0 초과 0.020 중량% 이하, 황(S) : 0 초과 0.007 중량% 이하, 알루미늄(Al) : 0.015 ~ 0.055 중량%, 바나듐(V): 0.010 ~ 0.080 중량%, 티타늄(Ti) : 0.010 ~ 0.025 중량%, 니오븀(Nb) : 0.010 ~ 0.050 중량% 및 나머지 철(Fe)과 기타 불가피한 불순물로 이루어진 강재를 제공하는 단계; (b) 상기 강재를 재가열하는 단계; (c) 재가열된 상기 강재를 열간 변형하는 단계; 및 (d) 열간 변형된 상기 강재를 냉각하는 단계;를 포함한다.The method of manufacturing section steel according to an embodiment of the present invention to solve the above problem is (a) carbon (C): 0.04 to 0.14 wt%, silicon (Si): 0.10 to 0.55 wt%, manganese (Mn): 0.90 ~ 1.65% by weight, phosphorus (P): more than 0 and less than 0.020% by weight, sulfur (S): more than 0 and less than 0.007% by weight, aluminum (Al): 0.015 ~ 0.055% by weight, vanadium (V): 0.010 ~ 0.080% by weight , titanium (Ti): 0.010 to 0.025% by weight, niobium (Nb): 0.010 to 0.050% by weight, and the remaining iron (Fe) and other inevitable impurities; (b) reheating the steel; (c) hot deforming the reheated steel; and (d) cooling the hot-deformed steel material.
일 실시예에서, 상기 (b) 단계는 재가열온도: 1150 ~ 1300℃인 조건에서 수행하며, 상기 (c) 단계는 압연시작온도: 1000 ~ 1100℃, 압연종료온도: 750 ~ 850℃인 조건에서 수행할 수 있다.In one embodiment, step (b) is performed under the conditions of a reheating temperature of 1150 to 1300°C, and step (c) is performed under the conditions of a rolling start temperature of 1000 to 1100°C and a rolling end temperature of 750 to 850°C. It can be done.
일 실시예에서, 상기 (d) 단계는 냉각수를 이용한 QST(Quenching and Self-Tempering) 공정을 수행하는 것을 특징으로 할 수 있다.In one embodiment, step (d) may be characterized by performing a Quenching and Self-Tempering (QST) process using coolant.
일 실시예에서, 상기 (d) 단계는 형강의 플랜지의 외측에 제 1 수량으로 냉각수를 분사하는 단계; 상기 형강의 플랜지를 가로질러 연결하는 연결부의 하부와 상기 형강의 플랜지 하단부 내측에 제 2 수량으로 냉각수를 분사하는 단계; 상기 형강의 플랜지를 가로질러 연결하는 연결부의 상부와 상기 형강의 플랜지 상단부 내측에 제 3 수량으로 냉각수를 분사하는 단계;를 포함할 수 있다. In one embodiment, step (d) includes spraying coolant in a first quantity on the outside of the flange of the section steel; Spraying a second quantity of coolant to a lower portion of a connection portion connecting across the flange of the section steel and to an inside of a lower end of the flange of the section steel; It may include the step of spraying coolant in a third quantity on the upper part of the connecting portion connecting across the flange of the section steel and the inside of the upper end of the flange of the section steel.
일 실시예에서, 상기 제 1 수량, 상기 제 2 수량 및 상기 제 3 수량은 4 : 2 : 1의 비율일 수 있다. In one embodiment, the first quantity, the second quantity, and the third quantity may be in a ratio of 4:2:1.
본 발명의 실시예에 따르면, 저원가 설계 및 안정적 물성 확보를 통해 수익률 및 품질, 양산성을 개선할 수 있는 형강 및 그 제조 방법을 구현할 수 있다. 물론 이러한 효과에 의해 본 발명의 범위가 한정되는 것은 아니다.According to an embodiment of the present invention, a section steel and its manufacturing method that can improve profitability, quality, and mass production through low-cost design and securing stable physical properties can be implemented. Of course, the scope of the present invention is not limited by this effect.
도 1은 본 발명의 일 실시예에 따르는 형강의 제조 방법을 개략적으로 나타내는 순서도이다.
도 2는 본 발명의 실시예에 따른 형강의 구성요소와 미세조직 관찰 결과를 나타낸 것이다.
도 3은 형강의 제조 방법 중 냉각 단계를 수행하기 위하여 냉각수를 분사하는 방식을 도해하는 도면이다.
도 4는 냉각수 분사 방식에 따라 제품 단면의 온도 분포와 미세조직 해석 결과를 도해한 도면이다.
도 5는 냉각수 분사 방식에 따라 형강의 플랜지 상단부의 경도와 미세조직을 비교하여 나타낸 도면이다.
도 6은 냉각수 분사 방식에 따라 형강의 플랜지 하단부의 경도와 미세조직을 비교하여 나타낸 도면이다.
도 7은 냉각수 분사 방식에 따라 형강의 인장강도(TS) 및 항복강도(YS) 양상을 비교하여 나타낸 도면이다.
도 8은 본 발명의 실험예에서 냉각 후 형강의 형상을 측정한 결과를 도해한 도면이다. 1 is a flow chart schematically showing a method of manufacturing section steel according to an embodiment of the present invention.
Figure 2 shows the components and microstructure observation results of a section steel according to an embodiment of the present invention.
Figure 3 is a diagram illustrating a method of spraying coolant to perform the cooling step in the method of manufacturing section steel.
Figure 4 is a diagram illustrating the temperature distribution and microstructure analysis results of the cross section of the product according to the coolant spray method.
Figure 5 is a diagram showing a comparison of the hardness and microstructure of the upper part of the flange of section steel according to the coolant injection method.
Figure 6 is a diagram showing a comparison of the hardness and microstructure of the lower part of the flange of section steel according to the coolant injection method.
Figure 7 is a diagram comparing the tensile strength (TS) and yield strength (YS) aspects of section steel according to the coolant injection method.
Figure 8 is a diagram illustrating the results of measuring the shape of the section steel after cooling in an experimental example of the present invention.
이하, 첨부된 도면을 참조하여 본 발명의 바람직한 실시예를 상세히 설명하기로 한다. 본 발명의 실시예들은 당해 기술 분야에서 통상의 지식을 가진 자에게 본 발명의 기술적 사상을 더욱 완전하게 설명하기 위하여 제공되는 것이며, 하기 실시예는 여러 가지 다른 형태로 변형될 수 있으며, 본 발명의 기술적 사상의 범위가 하기 실시예에 한정되는 것은 아니다. 오히려, 이들 실시예는 본 개시를 더욱 충실하고 완전하게 하고, 당업자에게 본 발명의 기술적 사상을 완전하게 전달하기 위하여 제공되는 것이다. 본 명세서에서 동일한 부호는 시종 동일한 요소를 의미한다. 나아가, 도면에서의 다양한 요소와 영역은 개략적으로 그려진 것이다. 따라서,본 발명의 기술적 사상은 첨부한 도면에 그려진 상대적인 크기나 간격에 의해 제한되지 않는다.Hereinafter, preferred embodiments of the present invention will be described in detail with reference to the attached drawings. The embodiments of the present invention are provided to more completely explain the technical idea of the present invention to those skilled in the art, and the following examples can be modified into various other forms, and the embodiments of the present invention The scope of the technical idea is not limited to the following examples. Rather, these embodiments are provided to make the present disclosure more faithful and complete and to fully convey the technical idea of the present invention to those skilled in the art. In this specification, like symbols refer to like elements throughout. Furthermore, various elements and areas in the drawings are schematically drawn. Therefore, the technical idea of the present invention is not limited by the relative sizes or spacing drawn in the attached drawings.
이하, 본 발명을 상세히 설명한다. 이때, 본 발명을 설명함에 있어서 관련된 공지기술 또는 구성에 대한 구체적인 설명이 본 발명의 요지를 불필요하게 흐릴 수 있다고 판단되는 경우에는 그 상세한 설명은 생략할 것이다.Hereinafter, the present invention will be described in detail. At this time, when describing the present invention, if it is determined that a detailed description of related known technology or configuration may unnecessarily obscure the gist of the present invention, the detailed description will be omitted.
그리고 후술되는 용어들은 본 발명에서의 기능을 고려하여 정의된 용어들로서 이는 사용자, 운용자의 의도 또는 관례 등에 따라 달라질 수 있으므로 그 정의는 본 발명을 설명하는 본 명세서 전반에 걸친 내용을 토대로 내려져야 할 것이다.In addition, the terms described below are terms defined in consideration of the functions in the present invention, and may vary depending on the intention or custom of the user or operator, so the definitions should be made based on the content throughout the specification explaining the present invention.
이하에서 본 발명의 일 실시예에 따른 형강에 대하여 상세하게 설명한다. Hereinafter, a section steel according to an embodiment of the present invention will be described in detail.
형강section steel
본 발명의 일 실시예에 따르는 형강은 탄소(C) : 0.04 ~ 0.14 중량%, 실리콘(Si) : 0.10 ~ 0.55 중량%, 망간(Mn) : 0.90 ~ 1.65 중량%, 인(P) : 0 초과 0.020 중량% 이하, 황(S) : 0 초과 0.007 중량% 이하, 알루미늄(Al) : 0.015 ~ 0.055 중량%, 바나듐(V): 0.010 ~ 0.080 중량%, 티타늄(Ti) : 0.010 ~ 0.025 중량%, 니오븀(Nb) : 0.010 ~ 0.050 중량% 및 나머지 철(Fe)과 기타 불가피한 불순물로 이루어진다. The section steel according to an embodiment of the present invention contains carbon (C): 0.04 to 0.14% by weight, silicon (Si): 0.10 to 0.55% by weight, manganese (Mn): 0.90 to 1.65% by weight, and phosphorus (P): greater than 0. 0.020% by weight or less, Sulfur (S): greater than 0 and less than 0.007% by weight, aluminum (Al): 0.015 to 0.055% by weight, vanadium (V): 0.010 to 0.080% by weight, titanium (Ti): 0.010 to 0.025% by weight, Niobium (Nb): Consists of 0.010 to 0.050% by weight and the remainder is iron (Fe) and other inevitable impurities.
상기 형강은 항복강도(YS): 420MPa 이상, 인장강도(TS): 500 ~ 660MPa, 연신율(EL): 19% 이상, 항복비(YR): 0.90 이하 및 -40℃에서의 샤르피 충격 흡수 에너지(CVN)가 50J 이상인 것을 특징으로 한다. 상기 형강은, 엄격하게는, 항복강도(YS): 490 ~ 510MPa, 인장강도(TS): 590 ~ 610MPa, 연신율(EL): 25~35%, 항복비(YR): 0.80 ~ 0.85 및 -40℃에서의 샤르피 충격 흡수 에너지(CVN)가 120 ~ 170J인 것을 특징으로 한다.The section steel has yield strength (YS): 420 MPa or more, tensile strength (TS): 500 to 660 MPa, elongation (EL): 19% or more, yield ratio (YR): 0.90 or less, and Charpy shock absorption energy at -40°C ( CVN) is characterized by being 50J or more. The section steel, strictly speaking, has yield strength (YS): 490 to 510 MPa, tensile strength (TS): 590 to 610 MPa, elongation (EL): 25 to 35%, yield ratio (YR): 0.80 to 0.85 and -40. It is characterized by a Charpy shock absorption energy (CVN) at ℃ of 120 to 170J.
상기 형강의 표층부에서의 미세조직은 침상형 페라이트, 베이나이트 및 템퍼드 마르텐사이트를 포함하고, 상기 형강의 중심부에서의 미세조직은 페라이트 및 펄라이트를 포함할 수 있다. 상기 형강의 표층부에서의 미세조직을 구성하는 침상형 페라이트, 베이나이트 및 템퍼드 마르텐사이트의 면적분율은 21 ~ 24%이고, 상기 형강의 중심부에서의 미세조직을 구성하는 페라이트 및 펄라이트의 면적분율은 76 ~ 79%일 수 있다. The microstructure in the surface layer of the section steel may include acicular ferrite, bainite, and tempered martensite, and the microstructure in the center of the section steel may include ferrite and pearlite. The area fraction of acicular ferrite, bainite, and tempered martensite constituting the microstructure in the surface layer of the section steel is 21 to 24%, and the area fraction of ferrite and pearlite constituting the microstructure in the center of the section steel is It may be 76 to 79%.
상기 형강의 플랜지 외측에서 내측까지의 전체 두께를 따라 일직선으로 비커스 경도를 측정하여 가장 높은 경도값인 제1경도값과 페라이트 및 펄라이트 영역의 평균경도값인 제2경도값의 평균이 경도값으로 측정되는 지점을 경화층의 경계로 할 때, 상기 경화층의 두께와 상기 형강의 플랜지 외측에서 내측까지의 전체 두께의 비인 경화층 분율은 21 ~ 24%일 수 있다. The Vickers hardness is measured in a straight line along the entire thickness from the outside to the inside of the flange of the section steel, and the average of the first hardness value, which is the highest hardness value, and the second hardness value, which is the average hardness value of the ferrite and pearlite regions, is measured as the hardness value. When the point is the boundary of the hardened layer, the hardened layer fraction, which is the ratio of the thickness of the hardened layer and the total thickness from the outside to the inside of the flange of the section steel, may be 21 to 24%.
이하에서는, 상기 형강에 포함되는 각 성분의 역할 및 함량에 대하여 설명한다.Below, the role and content of each component included in the section steel will be described.
탄소(C)Carbon (C)
탄소(C)는 강의 강도를 높이는데 가장 효과적이며 중요한 원소이다. 오스테나이트에 고용되어 담금질 시 마르텐사이트 조직을 형성시킨다. 철, 크롬, 몰리브덴, 바나듐 등의 원소와 화합하여 탄화물을 형성, 강도와 경도를 향상시킨다. 탄소의 함량이 0.04 중량% 미만인 경우 상술한 효과가 나타나지 않으며, 반면에 0.14 중량%를 초과하여 과도하게 첨가될 경우에는 조대한 탄화물이 생성되어 충격인성을 저하시키기 때문에 본 발명에서는 0.04 ~ 0.14 중량%로 제한하였다.Carbon (C) is the most effective and important element in increasing the strength of steel. It is dissolved in austenite and forms a martensite structure when quenched. It combines with elements such as iron, chromium, molybdenum, and vanadium to form carbide, improving strength and hardness. If the carbon content is less than 0.04% by weight, the above-described effect does not appear. On the other hand, if the carbon content is excessively added in excess of 0.14% by weight, coarse carbides are generated and impact toughness is reduced, so in the present invention, the carbon content is 0.04 to 0.14% by weight. limited to.
실리콘(Si)Silicon (Si)
실리콘(Si)은 선철과 탈산제에서 잔류된 것으로 SiO2와 같은 화합물을 형성하지 않는 한 페라이트 속에 고용되므로 강의 기계적 성질에 큰 영향을 미치지 않는다. 탄화물 형성을 억제하는 원소이며 특히 Fe3C 형성에 따른 재질 저하를 방지할 수 있으며, 페라이트 안정화 원소로 잘 알려져 있어 냉각 중 페라이트 분율을 높여 연성을 증가시킬 수 있다. 또한 강력한 탈산제로 쓰인다. 실리콘의 함량이 0.10 중량% 미만인 경우 상술한 효과가 나타나지 않으며, 실리콘의 함량이 0.55 중량%를 초과하여 첨가 시 인성이 저하되고 소성가공성을 해치기 때문에 첨가량에 한계가 있다. 따라서, 본 발명에서 실리콘의 함량은 0.10 ~ 0.55 중량%로 제한한다. Silicon (Si) remains from pig iron and deoxidizer and is dissolved in ferrite unless it forms a compound such as SiO 2 , so it does not have a significant effect on the mechanical properties of steel. It is an element that suppresses the formation of carbides, and in particular, it can prevent material deterioration due to the formation of Fe 3 C. It is well known as a ferrite stabilizing element, so it can increase ductility by increasing the ferrite fraction during cooling. It is also used as a strong deoxidizer. If the silicon content is less than 0.10% by weight, the above-described effect does not appear, and if the silicon content exceeds 0.55% by weight, the addition amount is limited because toughness decreases and plastic workability is impaired. Therefore, in the present invention, the content of silicon is limited to 0.10 to 0.55% by weight.
망간(Mn)Manganese (Mn)
망간(Mn)은 오스테나이트 안정화를 하는 주요 원소이다. 또한 망간은 저온 변태상의 형성을 용이하게 하며 고용강화로 강도를 상승시키는 효과를 제공하는 원소이다. 망간 중 일부는 강 내에 고용되어 일부는 강중에 함유된 황과 결합하여 비금속개재물인 MnS를 형성하는데 이 MnS는 연성이 있어서 소성가공 시 가공방향으로 길게 연신된다. 그러나 MnS의 형성으로 강 내에 있는 황성분이 감소하면서 결정립이 취약해지고 저융점화합물인 FeS의 형성을 억제시킨다. 강의 내산성과 내산화성을 저해하지만 펄라이트가 미세해지고 페라이트를 고용강화시킴으로써 항복강도를 향상시킨다. 망간의 함량이 0.90 중량% 미만인 경우 상술한 효과가 나타나지 않는다. 망간은 급냉 시 경화 깊이를 증가시키지만 다량 함유 시에는 냉각 균열이나 변형을 유발시키므로 본 발명에서는 1.65 중량% 이하로 제한하였다. 따라서, 본 발명에서 망간의 함량은 0.90 ~ 1.65 중량%로 제한한다. Manganese (Mn) is a major element that stabilizes austenite. In addition, manganese is an element that facilitates the formation of a low-temperature transformation phase and provides the effect of increasing strength through solid solution strengthening. Some of the manganese is dissolved in the steel and some combines with the sulfur contained in the steel to form MnS, a non-metallic inclusion. This MnS is ductile and is elongated in the processing direction during plastic processing. However, as the sulfur content in the steel decreases due to the formation of MnS, the crystal grains become weak and the formation of FeS, a low melting point compound, is suppressed. It impairs the acid resistance and oxidation resistance of steel, but improves yield strength by making pearlite finer and strengthening ferrite in solid solution. If the manganese content is less than 0.90% by weight, the above-mentioned effect does not appear. Manganese increases the hardening depth when rapidly cooled, but when contained in large amounts, it causes cooling cracks or deformation, so in the present invention, it is limited to 1.65% by weight or less. Therefore, in the present invention, the content of manganese is limited to 0.90 to 1.65% by weight.
인(P)Phosphorus (P)
인(P)은 강 중에 균일하게 분포되어 있으면 별 문제가 되지 않지만 보통 Fe3P와 같은 바람직하지 않은 화합물을 형성한다. Fe3P는 극히 취약하고 편석되어 있어서 풀림처리를 해도 균질화되지 않고 단조, 압연 등 가공 시 길게 늘어난다. 충격저항을 저하시키고 뜨임취성을 촉진하며 쾌삭강에서는 피삭성을 개선시키지만 일반적으로 강에 유해한 원소로 취급된다. 본 발명에서는 인의 함량이 0.02 중량%를 초과하는 경우에는 용접부가 취화되며 취성이 유발되며 충격저항을 저하시키는 문제가 발생할 수 있으므로, 본 발명에서는 가능한 낮은 함량으로 제어할 필요성이 있다.Phosphorus (P) is not a big problem if it is uniformly distributed in steel, but it usually forms undesirable compounds such as Fe 3 P. Fe 3 P is extremely brittle and segregated, so it is not homogenized even when annealed and is elongated during processing such as forging and rolling. It reduces impact resistance, promotes temper embrittlement, and improves machinability in free-cutting steel, but is generally treated as an element harmful to steel. In the present invention, if the phosphorus content exceeds 0.02% by weight, the weld zone becomes embrittled, brittleness occurs, and problems of lowering impact resistance may occur, so in the present invention, it is necessary to control the phosphorus content to as low as possible.
황(S)Hwang (S)
황(S)은 보통 망간, 아연, 티타늄, 몰리브덴 등과 결합하여 강의 피삭성을 개선시키며 망간과 결함하여 MnS개재물을 형성한다. 강 중에 망간의 양이 충분하지 못할 경우 철과 결합하여 FeS를 형성한다. 이 FeS는 매우 취약하고 용융점이 낮기 때문에 열간 및 냉간 가공 시에 균열을 일으킨다. 따라서 이러한 FeS개재물 형성을 피하기 위해 망간과 황의 비를 약 5 대 1로 설정할 수 있다. 본 발명에서 황의 함량이 0.007 중량%를 초과할 경우 MnS 개재물 수가 증가하여 가공성이 열위되며, 연속주조 응고 중에 편석되어 고온 크랙이 발생하는 문제점이 발생할 수 있으므로, 가능한 낮은 함량으로 제어할 필요성이 있다.Sulfur (S) usually combines with manganese, zinc, titanium, molybdenum, etc. to improve the machinability of steel, and defects with manganese to form MnS inclusions. If the amount of manganese in steel is insufficient, it combines with iron to form FeS. This FeS is very brittle and has a low melting point, so it cracks during hot and cold processing. Therefore, to avoid the formation of these FeS inclusions, the ratio of manganese to sulfur can be set to about 5 to 1. In the present invention, if the sulfur content exceeds 0.007% by weight, the number of MnS inclusions increases, which deteriorates processability, and problems of high-temperature cracks occurring due to segregation during continuous casting solidification may occur, so there is a need to control the sulfur content to as low as possible.
알루미늄(Al)Aluminum (Al)
알루미늄(Al)은 규소(Si)와 비슷한 작용을 하며, 주로 고용 강화 및 탄화물 형성을 억제하는 역할을 한다. 또한, 알루미늄은 탈산제로 주로 사용하는 원소로서, 페라이트 형성을 촉진하며 연신율을 향상시키며, 오스테나이트 내 탄소 농화량 을 증진하여 오스테나이트를 안정화시킨다. 본 발명에서 알루미늄의 함량이 0.015 중량% 미만인 경우 상술한 효과를 구현하지 못하며, 0.055 중량%를 초과하는 경우 알루미늄 개재물이 증가하여 연주성을 저하시키며 빌렛 내 AlN을 형성하여 열연 크랙을 유발하는 문제점이 있다. Aluminum (Al) has a similar effect to silicon (Si) and mainly serves to strengthen solid solution and suppress carbide formation. In addition, aluminum is an element mainly used as a deoxidizer. It promotes the formation of ferrite, improves elongation, and stabilizes austenite by increasing carbon concentration in austenite. In the present invention, if the aluminum content is less than 0.015% by weight, the above-described effect cannot be achieved, and if it exceeds 0.055% by weight, aluminum inclusions increase, reducing playability, and forming AlN in the billet causes hot rolling cracks. there is.
바나듐(V)Vanadium (V)
바나듐(V)은 재가열과 열간압연시 오스테나이트 입계의 이동을 방해하여 오스테나이트 결정립이 미세화되도록 하고, 상변태 시 오스테나이트 입계에서의 핵생성을 억제하여 경화능을 높이며, 오스테나이트로부터 상변태시 석출물을 형성하여 강도를 높인다. 바나듐의 함량이 0.010 중량% 미만인 경우 상술한 효과가 나타나지 않으며, 바나듐의 함량이 0.080 중량%를 초과하면 가공성을 저하시켜 압연 중 소재에 균열을 유발하는 문제점이 발생할 수 있다. Vanadium (V) hinders the movement of austenite grain boundaries during reheating and hot rolling, causing austenite crystal grains to become finer, suppresses nucleation at austenite grain boundaries during phase transformation, increases hardenability, and removes precipitates from austenite during phase transformation. Form to increase strength. If the vanadium content is less than 0.010% by weight, the above-described effect does not appear, and if the vanadium content exceeds 0.080% by weight, workability may be reduced, which may cause cracks in the material during rolling.
티타늄(Ti)Titanium (Ti)
티타늄(Ti)은 페라이트의 생성핵이 되는 Ti 산화물을 형성하기 위하여 필요한 원소이다. 티타늄의 함량이 0.010 중량% 미만인 경우 상술한 효과가 나타나지 않으며, 티타늄의 함량이 0.025 중량%를 초과하면 조대한 TiN이나 TiC가 증가하여, 이들이 취성 파괴의 원인이 되는 문제점이 발생할 수 있다. Titanium (Ti) is an element necessary to form Ti oxide, which is the nucleus of ferrite. If the titanium content is less than 0.010% by weight, the above-mentioned effect does not appear, and if the titanium content exceeds 0.025% by weight, coarse TiN or TiC increases, which may cause the problem of causing brittle fracture.
니오븀(Nb)Niobium (Nb)
니오븀(Nb)은 탄소와 결합하여 NbC와 같은 석출물을 입내에 발생시켜 경도를 증가시키며 결정립 미세화 효과로 인한 강도 향상에 유리하다. 니오븀의 함량이 0.010 중량% 미만인 경우 상술한 효과가 나타나지 않으며, 니오븀의 함량이 0.050 중량%를 초과하면 석출강화 효과가 과다하여 강도가 크게 증가되므로 연성이 저하되는 문제점이 발생할 수 있다. Niobium (Nb) combines with carbon to generate precipitates such as NbC within the grains, increasing hardness and is advantageous for improving strength due to the grain refinement effect. If the niobium content is less than 0.010% by weight, the above-mentioned effect does not appear, and if the niobium content exceeds 0.050% by weight, the precipitation strengthening effect is excessive and the strength is greatly increased, which may cause a problem of reduced ductility.
이하에서는 상술한 조성과 미세 조직을 가지는 본 발명의 일 실시예에 따른 형강의 제조 방법을 설명한다. Hereinafter, a method for manufacturing a section steel according to an embodiment of the present invention having the above-described composition and microstructure will be described.
형강의 제조 방법Manufacturing method of section steel
도 1은 본 발명의 일 실시예에 따르는 형강의 제조 방법을 개략적으로 나타내는 순서도이다. 1 is a flow chart schematically showing a method of manufacturing section steel according to an embodiment of the present invention.
도 1을 참조하면, 본 발명의 일 실시예에 따르는 형강의 제조방법은 (a) 탄소(C) : 0.04 ~ 0.14 중량%, 실리콘(Si) : 0.10 ~ 0.55 중량%, 망간(Mn) : 0.90 ~ 1.65 중량%, 인(P) : 0 초과 0.020 중량% 이하, 황(S) : 0 초과 0.007 중량% 이하, 알루미늄(Al) : 0.015 ~ 0.055 중량%, 바나듐(V): 0.010 ~ 0.080 중량%, 티타늄(Ti) : 0.010 ~ 0.025 중량%, 니오븀(Nb) : 0.010 ~ 0.050 중량% 및 나머지 철(Fe)과 기타 불가피한 불순물로 이루어진 강재를 제공하는 단계(S100); (b) 상기 강재를 재가열하는 단계(S200); (c) 재가열된 상기 강재를 열간 변형하는 단계(S300); 및 (d) 열간 변형된 상기 강재를 냉각하는 단계(S400);를 포함한다. Referring to Figure 1, the method of manufacturing section steel according to an embodiment of the present invention is (a) carbon (C): 0.04 to 0.14 wt%, silicon (Si): 0.10 to 0.55 wt%, manganese (Mn): 0.90. ~ 1.65% by weight, phosphorus (P): more than 0 and less than 0.020% by weight, sulfur (S): more than 0 and less than 0.007% by weight, aluminum (Al): 0.015 ~ 0.055% by weight, vanadium (V): 0.010 ~ 0.080% by weight , titanium (Ti): 0.010 to 0.025% by weight, niobium (Nb): 0.010 to 0.050% by weight, and the remaining iron (Fe) and other inevitable impurities (S100); (b) reheating the steel (S200); (c) hot deforming the reheated steel (S300); and (d) cooling the hot-deformed steel material (S400).
강재 제공 단계(S100)Steel provision step (S100)
형강을 구성하는 강재에 포함되는 각 성분의 역할 및 함량에 대해서는 앞에서 이미 설명하였다. The role and content of each component included in the steel that makes up the section steel has already been explained previously.
재가열 단계(S200)Reheating step (S200)
일 실시예에서, 상기 강재는 1150 내지 1300℃의 온도에서 재가열될 수 있다. 상기 강재는 상술한 온도에서 재가열될 때, 연속주조 공정 시에 편석된 성분이 재고용될 수 있다. 재가열온도가 1150℃보다 낮을 경우, 각종 탄화물의 고용이 충분하지 않을 수 있으며, 연속주조공정시 편석된 성분들이 충분히 고르게 분포되지 않는 문제가 있을 수 있다. 재가열온도가 1300℃를 초과할 경우, 매우 조대한 오스테나이트 결정립이 형성되어 강도 확보가 어려울 수 있다. 또한, 1300℃를 초과할 경우 가열 비용이 증가하고 공정 시간이 추가되어, 제조 비용 상승 및 생산성 저하를 가져올 수 있다.In one embodiment, the steel may be reheated at a temperature of 1150 to 1300°C. When the steel is reheated at the above-mentioned temperature, components segregated during the continuous casting process may be re-dissolved. If the reheating temperature is lower than 1150°C, the solid solution of various carbides may not be sufficient, and there may be a problem in which segregated components are not distributed sufficiently evenly during the continuous casting process. If the reheating temperature exceeds 1300°C, very coarse austenite grains may be formed, making it difficult to secure strength. Additionally, if the temperature exceeds 1300°C, heating costs increase and process time is added, which may lead to increased manufacturing costs and reduced productivity.
열간 변형 단계(S300)Hot deformation step (S300)
열간 변형 단계는 열간 압연 단계로 이해될 수 있으며, 재가열된 상기 강재를 열간 압연한다. 일 실시예에서, 상기 열간 압연은 1000 ~ 1100℃의 압연 시작 온도에서 시작될 수 있다. 또한, 상기 열간 압연은 압연종료온도가 750 ~ 850℃가 되도록 제어될 수 있다. 상기 압연종료온도가 750℃ 미만이면, 압연 부가가 커질 수 있으며, 압연 결과물인 형강의 항복비가 높아질 수 있다. 또한, 상기 압연종료온도가 850℃를 초과하면, 목표하는 강도 및 인성 확보가 어려울 수 있다.The hot deformation step can be understood as a hot rolling step, and the reheated steel is hot rolled. In one embodiment, the hot rolling may begin at a rolling start temperature of 1000 to 1100°C. Additionally, the hot rolling may be controlled so that the rolling end temperature is 750 to 850°C. If the rolling end temperature is less than 750°C, the rolling addition may increase and the yield ratio of the section steel resulting from rolling may increase. Additionally, if the rolling end temperature exceeds 850°C, it may be difficult to secure the target strength and toughness.
냉각 단계(S400)Cooling stage (S400)
냉각 단계는 냉각수를 이용한 QST(Quenching and Self-Tempering) 공정을 포함할 수 있다. 상기 열간 압연된 강재, 즉 형강을 QST 설비를 이용하여 냉각 및 자가 템퍼링 처리한다. QST 설비란 사상 압연기 후단에 위치하여 압연 종료 후 제품을 가속 냉각하여 고품질의 제품을 목적으로 하는 설비이다. 상기 냉각은 상기 형강에 대해 냉각수를 분사하는 켄칭(quenching) 방법을 적용한다. 또한 상기 자가 템퍼링(Self-Tempering) 단계는, 상기 켄칭 후에 상기 형강을 복열에 의해 템퍼팅되도록 하는 것으로서, 상기 켄칭 시의 상기 형강의 이송 속도, 또는 분사되는 냉각수의 수량을 통해 상기 형강의 복열 온도가 제어될 수 있다. The cooling step may include a Quenching and Self-Tempering (QST) process using coolant. The hot rolled steel, that is, section steel, is cooled and self-tempered using QST equipment. The QST facility is located at the rear of the finishing rolling mill and aims to produce high-quality products by accelerating cooling of the product after completion of rolling. The cooling applies a quenching method in which coolant is sprayed on the section steel. In addition, the self-tempering step is to temper the section steel by reheating after the quenching, and the reheating temperature of the section steel is determined through the transfer speed of the section steel during the quenching or the quantity of injected coolant. can be controlled.
일 예로서, 상기 켄칭 단계는 열간 압연된 상기 형강의 표면 온도가 마르텐사이트 변태시작온도(Ms 온도) 이하로 냉각하는 단계로 진행될 수 있다. 이를 위해, 냉각종료온도는 600 ~ 750℃로 관리하며, 상기 형강에 대한 냉각 수량이 10 ~ 400 m3/h 로 유지되는 냉각 경로를, 형강이 0.8 ~ 2.0 m/s의 이송 속도로 이동하면서 냉각될 수 있다. 상기 켄칭 후에 상기 형강의 내부로부터의 표면부로의 열의 확산에 의해 복열이 진행되도록 할 수 있다. 상기 복열 단계가 진행되는 동안, 상기 형강은 공랭 상태를 유지할 수 있다.As an example, the quenching step may proceed as a step of cooling the surface temperature of the hot-rolled section steel below the martensite transformation start temperature (Ms temperature). For this purpose, the cooling end temperature is managed at 600 ~ 750℃, and the cooling path for the section steel is maintained at 10 ~ 400 m 3 /h while the section steel moves at a feed speed of 0.8 ~ 2.0 m/s. It can be cooled. After the quenching, reheating can be performed by diffusion of heat from the inside of the section steel to the surface portion. While the reheating step is in progress, the section steel may be maintained in an air-cooled state.
H형강은 형상의 특성상 열이 갇히는 하단부와 대기접촉면적이 넓은 상단부가 존재하며, 균일한 기계적 물성을 갖기 위한 냉각 시스템 및 조건을 확보해야 한다. 기존 개발 및 양산제품의 경우 QST 설비 상단부 냉각박스는 과냉에 따른 물성 및 형상 변형 등의 문제로 사용하지 않지만 본 발명에서는 전산모사 해석 및 실적 검토를 통해 두께 별 상단/하단/측면 수량의 적정 비율을 확보했다.Due to the nature of the shape of H-beam steel, there is a lower part where heat is trapped and an upper part where the air contact area is large, and a cooling system and conditions must be secured to have uniform mechanical properties. In the case of existing developed and mass-produced products, the cooling box at the top of the QST facility is not used due to problems such as physical properties and shape deformation due to overcooling, but in the present invention, the appropriate ratio of top/bottom/side quantities for each thickness is determined through computer simulation analysis and performance review. secured.
도 2는 본 발명의 실시예에 따른 형강의 구성요소와 미세조직 관찰 결과를 나타낸 것이다. Figure 2 shows the components and microstructure observation results of a section steel according to an embodiment of the present invention.
도 2를 참조하면, 형강(10)을 지면 상에서 H 형상을 구현하도록 배치할 때, 형강(10)은 수직방향으로 상하로 신장하면서 서로 대향하는 한 쌍의 플랜지(12)와 한 쌍의 플랜지(12)를 가로질러 연결하는 연결부(14)로 구성된다. R-엔드(13)는 플랜지(12)와 연결부(14)를 연결하는 영역에 해당한다. 한편, 플랜지(12)가 대기와 접하는 표층부 중에서 서로 대향하는 방향을 내측으로 정의하고 나머지 방향을 외측으로 정의한다. 플랜지(12)의 두께 방향(도 2에서 가로 방향)을 따라 플랜지(12)는 외측과 내측으로 이루어진 표층부와 중심부로 구성된다. Referring to FIG. 2, when the section steel 10 is arranged to implement an H shape on the ground, the section steel 10 extends vertically up and down and includes a pair of flanges 12 facing each other and a pair of flanges ( It consists of a connection part 14 that connects across 12). The R-end 13 corresponds to the area connecting the flange 12 and the connection portion 14. Meanwhile, the direction in which the flange 12 faces each other among the surface layers in contact with the atmosphere is defined as the inside, and the remaining directions are defined as the outside. Along the thickness direction (transverse direction in FIG. 2) of the flange 12, the flange 12 is composed of a surface layer consisting of an outer and an inner layer and a central portion.
예를 들어, 플랜지(12)의 외측에서 내측으로 두께 방향을 따라 나타나는 미세조직은 베이나이트(Bainite), 페라이트와 펄라이트(F+P), 침상형 페라이트(A.F)를 포함할 수 있다. For example, the microstructure that appears along the thickness direction from the outside to the inside of the flange 12 may include bainite, ferrite and pearlite (F+P), and acicular ferrite (A.F).
도 3은 형강의 제조 방법 중 냉각 단계를 수행하기 위하여 냉각수를 분사하는 방식을 도해하는 도면이다. Figure 3 is a diagram illustrating a method of spraying coolant to perform the cooling step in the method of manufacturing section steel.
도 3의 (a)는 본 발명의 비교예로서, 제 1 냉각수 공급장치(21)로부터 공급된 냉각수(W)가 플랜지(12)의 외측에 분사되며, 제 2 냉각수 공급장치(22)로부터 공급된 냉각수(W)가 연결부(14)의 하부와 플랜지(12) 하단부 내측에 분사된다. Figure 3 (a) is a comparative example of the present invention, in which the coolant (W) supplied from the first coolant supply device 21 is sprayed on the outside of the flange 12, and the coolant W supplied from the second coolant supply device 22 The coolant (W) is sprayed to the lower part of the connection part 14 and the inside of the lower part of the flange 12.
도 3의 (b)는 본 발명의 실시예로서, 제 1 냉각수 공급장치(21)로부터 제 1 수량으로 공급된 냉각수(W)가 플랜지(12)의 외측에 분사되며, 제 2 냉각수 공급장치(22)로부터 제 2 수량으로 공급된 냉각수(W)가 연결부(14)의 하부와 플랜지(12) 하단부 내측에 분사되며, 제 3 냉각수 공급장치(23)로부터 제 3 수량으로 공급된 냉각수(W)가 연결부(14)의 상부와 플랜지(12) 상단부 내측에 분사된다. 상기 제 1 수량, 상기 제 2 수량 및 상기 제 3 수량은 4 : 2 : 1의 비율일 수 있다. Figure 3 (b) is an embodiment of the present invention, in which the coolant (W) supplied in the first quantity from the first coolant supply device 21 is sprayed on the outside of the flange 12, and the second coolant supply device ( The coolant (W) supplied in the second quantity from 22) is sprayed to the lower part of the connection part 14 and the inside of the lower part of the flange 12, and the coolant (W) supplied in the third quantity from the third coolant supply device 23 is sprayed on the upper part of the connection part 14 and the inside of the upper part of the flange 12. The first quantity, the second quantity, and the third quantity may have a ratio of 4:2:1.
도 4는 도 3의 냉각수 분사 방식에 따라 제품 단면의 온도 분포와 미세조직 해석 결과를 도해한 도면이다. Figure 4 is a diagram illustrating the temperature distribution and microstructure analysis results of the cross section of the product according to the coolant injection method of Figure 3.
도 4의 (a)는 본 발명의 비교예로서, 도 3의 (a)에 개시된 냉각수 분사 방식을 적용한 제품 단면의 온도 분포(좌측)와 미세조직(우측) 해석 결과이다. 이에 따르면, 플랜지(12)의 외측에 구현되는 미세조직은 베이나이트 또는 침상형 페라이트이며, 플랜지(12)의 중심부에 구현되는 미세조직은 펄라이트와 미세한 페라이트이다. 한편, 플랜지(12)의 하단부 내측에 구현되는 미세조직은 침상형 페라이트이지만, 플랜지(12)의 상단부 내측에 구현되는 미세조직은 침상형 페라이트가 아니라 펄라이트와 미세한 페라이트임을 확인할 수 있다. 이러한 미세조직은 플랜지(12) 상단부 내측에 냉각수가 분사되지 않아 급랭이 이루어지지 않기 때문이다. Figure 4 (a) is a comparative example of the present invention and shows the analysis results of the temperature distribution (left) and microstructure (right) of the cross section of a product using the coolant injection method disclosed in Figure 3 (a). According to this, the microstructure implemented on the outside of the flange 12 is bainite or acicular ferrite, and the microstructure implemented in the center of the flange 12 is pearlite and fine ferrite. Meanwhile, it can be confirmed that the microstructure implemented inside the lower end of the flange 12 is acicular ferrite, but the microstructure implemented inside the upper end of the flange 12 is pearlite and fine ferrite, not acicular ferrite. This microstructure is because coolant is not sprayed inside the upper part of the flange 12, so rapid cooling does not occur.
도 4의 (b)는 본 발명의 실시예로서, 도 3의 (b)에 개시된 냉각수 분사 방식을 적용한 제품 단면의 온도 분포(좌측)와 미세조직(우측) 해석 결과이다. 이에 따르면, 플랜지(12)의 외측에 구현되는 미세조직은 베이나이트 또는 침상형 페라이트이며, 플랜지(12)의 중심부에 구현되는 미세조직은 펄라이트와 미세한 페라이트이다. 한편, 플랜지(12)의 하단부 내측 및 상단부 내측에 구현되는 미세조직은 침상형 페라이트임을 확인할 수 있다. 이러한 미세조직은 플랜지(12) 상단부 내측에 냉각수가 분사되어 급랭이 이루어지기 때문이다. Figure 4(b) is an embodiment of the present invention, and shows the analysis results of the temperature distribution (left) and microstructure (right) of the cross section of a product using the coolant injection method disclosed in Figure 3(b). According to this, the microstructure implemented on the outside of the flange 12 is bainite or acicular ferrite, and the microstructure implemented in the center of the flange 12 is pearlite and fine ferrite. Meanwhile, it can be confirmed that the microstructure implemented inside the lower end and the upper end of the flange 12 is acicular ferrite. This microstructure is because coolant is sprayed inside the upper part of the flange 12 and rapid cooling is achieved.
도 5는 도 3의 냉각수 분사 방식에 따라 형강의 플랜지 상단부의 경도와 미세조직을 비교하여 나타낸 도면이다. 도 5에 도시된 그래프의 가로축은 플랜지의 두께 방향을 나타내며 0mm의 값은 플랜지의 외측에 대응하며 22mm의 값은 플랜지의 내측에 대응한다. Figure 5 is a diagram showing a comparison of the hardness and microstructure of the upper part of the flange of section steel according to the coolant injection method of Figure 3. The horizontal axis of the graph shown in Figure 5 represents the thickness direction of the flange, with a value of 0 mm corresponding to the outside of the flange and a value of 22 mm corresponding to the inside of the flange.
도 5의 상부에 도시된 그래프는 본 발명의 비교예로서, 도 3의 (a)에 개시된 냉각수 분사 방식을 적용한 형강의 플랜지 상단부(도 3의 A1)의 경도이다. 이 경우, 플랜지의 외측에서 중심부로 갈수록 경도는 낮아지며, 중심부와 내측의 경도의 차이는 크지 않은 것으로 나타난다. 한편, 플랜지의 내측에 구현된 미세조직은 폴리고날 페라이트와 펄라이트를 포함한다. 형강의 플랜지 외측에서 내측까지의 전체 두께를 따라 일직선으로 비커스 경도를 측정하여 가장 높은 경도값인 제1경도값과 페라이트 및 펄라이트 영역의 평균경도값인 제2경도값의 평균이 경도값으로 측정되는 지점을 경화층의 경계로 할 때, 상기 경화층의 두께와 상기 형강의 플랜지 외측에서 내측까지의 전체 두께의 비인 경화층 분율은 약 20.1%로 나타난다. The graph shown at the top of FIG. 5 is a comparative example of the present invention and shows the hardness of the upper part of the flange (A1 in FIG. 3) of a section steel to which the coolant injection method disclosed in (a) of FIG. 3 is applied. In this case, the hardness decreases from the outside to the center of the flange, and the difference between the hardness between the center and the inside does not appear to be large. Meanwhile, the microstructure implemented on the inside of the flange includes polygonal ferrite and pearlite. Vickers hardness is measured in a straight line along the entire thickness from the outside to the inside of the flange of the section steel, and the average of the first hardness value, which is the highest hardness value, and the second hardness value, which is the average hardness value of the ferrite and pearlite regions, is measured as the hardness value. When the point is the boundary of the hardened layer, the hardened layer fraction, which is the ratio of the thickness of the hardened layer and the total thickness from the outer side to the inner side of the flange of the section steel, is approximately 20.1%.
한편, 도 5의 하부에 도시된 그래프는 본 발명의 실시예로서, 도 3의 (b)에 개시된 냉각수 분사 방식을 적용한 형강의 플랜지 상단부(도 3의 A2)의 경도이다. 이 경우, 플랜지의 외측에서 중심부로 갈수록 경도는 낮아지며, 내측의 경도가 중심부의 경도보다 높아지는 것을 확인할 수 있다. 한편, 플랜지의 내측에 구현된 미세조직은 폴리고날 페라이트, 펄라이트 및 침상형 페라이트를 포함한다. 형강의 플랜지 외측에서 내측까지의 전체 두께를 따라 일직선으로 비커스 경도를 측정하여 가장 높은 경도값인 제1경도값과 페라이트 및 펄라이트 영역의 평균경도값인 제2경도값의 평균이 경도값으로 측정되는 지점을 경화층의 경계로 할 때, 상기 경화층의 두께와 상기 형강의 플랜지 외측에서 내측까지의 전체 두께의 비인 경화층 분율은 약 23.4%로 나타난다. Meanwhile, the graph shown in the lower part of FIG. 5 is an embodiment of the present invention and shows the hardness of the upper part of the flange (A2 in FIG. 3) of a section steel to which the coolant injection method disclosed in (b) of FIG. 3 is applied. In this case, the hardness decreases from the outside of the flange to the center, and it can be seen that the hardness on the inside becomes higher than the hardness at the center. Meanwhile, the microstructure implemented on the inside of the flange includes polygonal ferrite, pearlite, and acicular ferrite. Vickers hardness is measured in a straight line along the entire thickness from the outside to the inside of the flange of the section steel, and the average of the first hardness value, which is the highest hardness value, and the second hardness value, which is the average hardness value of the ferrite and pearlite regions, is measured as the hardness value. When the point is set as the boundary of the hardened layer, the hardened layer fraction, which is the ratio of the thickness of the hardened layer and the total thickness from the outside to the inside of the flange of the section steel, appears to be about 23.4%.
도 5를 참조하면, 비교예 대비 실시예에서 플랜지 상단부 내측의 경도가 개선됨을 확인할 수 있다. 즉, 형강의 연결부(14)의 상부와 플랜지(12)의 상단부 내측에 냉각수를 분사함으로써 플랜지 상단부 내측의 경도가 증가하여, 플랜지 상단부의 두께 방향으로 경도값의 균일도가 개선됨을 확인할 수 있다. Referring to Figure 5, it can be seen that the hardness inside the upper part of the flange is improved in the Example compared to the Comparative Example. In other words, it can be confirmed that by spraying coolant on the upper part of the connection part 14 of the section steel and the inner upper part of the flange 12, the hardness inside the upper part of the flange increases, and the uniformity of the hardness value in the thickness direction of the upper part of the flange is improved.
도 6은 도 3의 냉각수 분사 방식에 따라 형강의 플랜지 하단부의 경도와 미세조직을 비교하여 나타낸 도면이다. 도 6에 도시된 그래프의 가로축은 플랜지의 두께 방향을 나타내며 0mm의 값은 플랜지의 외측에 대응하며 22mm의 값은 플랜지의 내측에 대응한다. Figure 6 is a diagram showing a comparison of the hardness and microstructure of the lower part of the flange of section steel according to the coolant injection method of Figure 3. The horizontal axis of the graph shown in FIG. 6 represents the thickness direction of the flange, with a value of 0 mm corresponding to the outside of the flange and a value of 22 mm corresponding to the inside of the flange.
도 6의 상부에 도시된 그래프는 본 발명의 비교예로서, 도 3의 (a)에 개시된 냉각수 분사 방식을 적용한 형강의 플랜지 하단부(도 3의 A3)의 경도이다. 이 경우, 플랜지의 외측에서 중심부로 갈수록 경도는 낮아지며, 내측의 경도가 중심부의 경도보다 높아지는 것을 확인할 수 있다. 형강의 플랜지 외측에서 내측까지의 전체 두께를 따라 일직선으로 비커스 경도를 측정하여 가장 높은 경도값인 제1경도값과 페라이트 및 펄라이트 영역의 평균경도값인 제2경도값의 평균이 경도값으로 측정되는 지점을 경화층의 경계로 할 때, 상기 경화층의 두께와 상기 형강의 플랜지 외측에서 내측까지의 전체 두께의 비인 경화층 분율은 약 22.0%로 나타난다. The graph shown at the top of FIG. 6 is a comparative example of the present invention and shows the hardness of the lower part of the flange (A3 in FIG. 3) of a section steel to which the coolant injection method disclosed in (a) of FIG. 3 is applied. In this case, the hardness decreases from the outside of the flange to the center, and it can be seen that the hardness on the inside becomes higher than the hardness at the center. Vickers hardness is measured in a straight line along the entire thickness from the outside to the inside of the flange of the section steel, and the average of the first hardness value, which is the highest hardness value, and the second hardness value, which is the average hardness value of the ferrite and pearlite regions, is measured as the hardness value. When the point is set as the boundary of the hardened layer, the hardened layer fraction, which is the ratio of the thickness of the hardened layer and the total thickness from the outer side to the inner side of the flange of the section steel, appears to be about 22.0%.
한편, 도 6의 하부에 도시된 그래프는 본 발명의 실시예로서, 도 3의 (b)에 개시된 냉각수 분사 방식을 적용한 형강의 플랜지 하단부(도 3의 A4)의 경도이다. 이 경우, 플랜지의 외측에서 중심부로 갈수록 경도는 낮아지며, 내측의 경도가 중심부의 경도보다 높아지는 것을 확인할 수 있다. 형강의 플랜지 외측에서 내측까지의 전체 두께를 따라 일직선으로 비커스 경도를 측정하여 가장 높은 경도값인 제1경도값과 페라이트 및 펄라이트 영역의 평균경도값인 제2경도값의 평균이 경도값으로 측정되는 지점을 경화층의 경계로 할 때, 상기 경화층의 두께와 상기 형강의 플랜지 외측에서 내측까지의 전체 두께의 비인 경화층 분율은 약 22.6%로 나타난다. Meanwhile, the graph shown in the lower part of FIG. 6 is an embodiment of the present invention and shows the hardness of the lower part of the flange (A4 in FIG. 3) of the section steel to which the coolant injection method disclosed in (b) of FIG. 3 is applied. In this case, the hardness decreases from the outside of the flange to the center, and it can be seen that the hardness on the inside becomes higher than the hardness at the center. Vickers hardness is measured in a straight line along the entire thickness from the outside to the inside of the flange of the section steel, and the average of the first hardness value, which is the highest hardness value, and the second hardness value, which is the average hardness value of the ferrite and pearlite regions, is measured as the hardness value. When the point is considered the boundary of the hardened layer, the hardened layer fraction, which is the ratio of the thickness of the hardened layer and the total thickness from the outer side to the inner side of the flange of the section steel, appears to be about 22.6%.
도 6을 참조하면, 비교예 대비 실시예에서 플랜지 하단부의 경도가 증가하는 정도는 미미함을 확인할 수 있다. 즉, 형강의 연결부(14)의 상부와 플랜지(12)의 상단부 내측에 냉각수를 분사함으로써 플랜지 하단부의 두께 방향으로 경도값의 균일도가 현저하게 개선되는 것은 아님을 알 수 있다. Referring to Figure 6, it can be seen that the degree to which the hardness of the lower part of the flange increases in the Example compared to the Comparative Example is insignificant. That is, it can be seen that the uniformity of the hardness value in the thickness direction of the lower part of the flange is not significantly improved by spraying coolant on the upper part of the connection part 14 of the section steel and the inner upper part of the flange 12.
도 7은 도 3의 냉각수 분사 방식에 따라 형강의 인장강도(TS) 및 항복강도(YS) 양상을 비교하여 나타낸 도면이다. Figure 7 is a diagram showing a comparison of the tensile strength (TS) and yield strength (YS) aspects of section steel according to the coolant injection method of Figure 3.
본 발명의 비교예로서, 도 3의 (a)에 개시된 냉각수 분사 방식을 적용한 형강의 플랜지 상단부(도 3의 A1)와 본 발명의 비교예로서, 도 3의 (a)에 개시된 냉각수 분사 방식을 적용한 형강의 플랜지 하단부(도 3의 A3)의 강도를 비교하면 플랜지 상단부와 하단부 간의 강도 균일도가 상대적으로 불량함을 확인할 수 있다. As a comparative example of the present invention, the upper part of the flange (A1 in FIG. 3) of a section steel to which the coolant spray method disclosed in Figure 3 (a) is applied, and as a comparative example of the present invention, the coolant spray method disclosed in Figure 3 (a) Comparing the strength of the lower part of the flange (A3 in Figure 3) of the applied section steel, it can be seen that the strength uniformity between the upper and lower parts of the flange is relatively poor.
이에 반하여, 본 발명의 실시예로서, 도 3의 (b)에 개시된 냉각수 분사 방식을 적용한 형강의 플랜지 상단부(도 3의 A2)와 본 발명의 실시예로서, 도 3의 (b)에 개시된 냉각수 분사 방식을 적용한 형강의 플랜지 하단부(도 3의 A4)의 강도를 비교하여 플랜지 상단부와 하단부 간의 강도 균일도가 상대적으로 양호함을 확인할 수 있다. On the other hand, as an embodiment of the present invention, the upper part of the flange (A2 in FIG. 3) of a section steel to which the coolant injection method disclosed in FIG. 3(b) is applied and the coolant disclosed in FIG. 3(b) as an embodiment of the present invention. By comparing the strength of the lower part of the flange (A4 in Figure 3) of the section steel to which the spraying method was applied, it can be confirmed that the strength uniformity between the upper and lower parts of the flange is relatively good.
한편, 본 발명의 비교예로서, 도 3의 (a)에 개시된 냉각수 분사 방식을 적용한 형강의 플랜지 상단부(도 3의 A1)와 본 발명의 실시예로서, 도 3의 (b)에 개시된 냉각수 분사 방식을 적용한 형강의 플랜지 상단부(도 3의 A2)를 비교할 때, 냉각수 분사 방식의 변경으로 형강의 플랜지 상단부에서 강도의 증가가 상대적으로 현저함을 확인할 수 있다. Meanwhile, as a comparative example of the present invention, the upper part of the flange (A1 in FIG. 3) of a section steel to which the coolant injection method disclosed in (a) of FIG. 3 is applied, and as an embodiment of the present invention, the coolant spray disclosed in (b) of FIG. 3 When comparing the upper part of the flange of the section steel to which the method was applied (A2 in Figure 3), it can be seen that the increase in strength at the upper part of the flange of the section steel is relatively significant due to the change in the coolant injection method.
이에 반하여, 본 발명의 비교예로서, 도 3의 (a)에 개시된 냉각수 분사 방식을 적용한 형강의 플랜지 하단부(도 3의 A3)와 본 발명의 실시예로서, 도 3의 (b)에 개시된 냉각수 분사 방식을 적용한 형강의 플랜지 하단부(도 3의 A4)를 비교할 때, 냉각수 분사 방식의 변경으로 형강의 플랜지 하단부에서 강도의 증가는 상대적으로 높지 않음을 확인할 수 있다. On the other hand, as a comparative example of the present invention, the lower part of the flange (A3 in FIG. 3) of a section steel to which the coolant injection method disclosed in FIG. 3 (a) is applied, and as an embodiment of the present invention, the coolant shown in FIG. 3 (b) When comparing the lower part of the flange of the section steel to which the injection method was applied (A4 in Figure 3), it can be seen that the increase in strength at the lower part of the flange of the section steel due to the change in the coolant injection method is not relatively high.
실험예Experiment example
이하 본 발명의 이해를 돕기 위해 바람직한 실험예를 제시한다. 다만, 하기의 실험예는 본 발명의 이해를 돕기 위한 것일 뿐, 본 발명이 하기의 실험예에 의해 한정되는 것은 아니다. Below, preferred experimental examples are presented to aid understanding of the present invention. However, the following experimental examples are only intended to aid understanding of the present invention, and the present invention is not limited by the following experimental examples.
1. 시편의 조성1. Composition of the Psalm
본 실험예에서는 표 1의 H형강 합금 원소 조성(단위: 중량%)을 가지는 시편을 제공한다. In this experimental example, a specimen having the H-beam alloy element composition (unit: weight %) shown in Table 1 is provided.
표 1의 성분계에서 실시예1 및 실시예2는 탄소(C) : 0.04 ~ 0.14 중량%, 실리콘(Si) : 0.10 ~ 0.55 중량%, 망간(Mn) : 0.90 ~ 1.65 중량%, 인(P) : 0 초과 0.020 중량% 이하, 황(S) : 0 초과 0.007 중량% 이하, 알루미늄(Al) : 0.015 ~ 0.055 중량%, 바나듐(V): 0.010 ~ 0.080 중량%, 티타늄(Ti) : 0.010 ~ 0.025 중량%, 니오븀(Nb) : 0.010 ~ 0.050 중량% 및 나머지 철(Fe)의 조성범위를 만족한다. 실시예1 및 실시예2의 조성 설계에 의하면, 합금 원가는 톤(ton) 당 88,544원으로 산출된다. In the composition system of Table 1, Examples 1 and 2 include carbon (C): 0.04 to 0.14 wt%, silicon (Si): 0.10 to 0.55 wt%, manganese (Mn): 0.90 to 1.65 wt%, and phosphorus (P). : More than 0 and less than 0.020% by weight, Sulfur (S): More than 0 and less than 0.007% by weight, Aluminum (Al): 0.015 to 0.055% by weight, Vanadium (V): 0.010 to 0.080% by weight, Titanium (Ti): 0.010 to 0.025 Weight%, niobium (Nb): satisfies the composition range of 0.010 to 0.050 weight% and the remaining iron (Fe). According to the composition design of Examples 1 and 2, the alloy cost is calculated to be 88,544 won per ton.
이에 반하여, 비교예1 및 비교예2는 니오븀을 함유하지 않아 니오븀(Nb) : 0.010 ~ 0.050 중량%의 범위를 만족하지 못하며, 니켈을 0.23 ~ 0.25중량% 함유하고 있다. 비교예1 및 비교예2의 조성 설계에 의하면, 합금 원가는 톤(ton) 당 106,101원으로 산출된다. On the other hand, Comparative Examples 1 and 2 do not contain niobium and do not satisfy the range of niobium (Nb): 0.010 to 0.050% by weight, and contain 0.23 to 0.25% by weight of nickel. According to the composition design of Comparative Example 1 and Comparative Example 2, the alloy cost is calculated to be 106,101 won per ton.
2. 공정조건 및 물성평가2. Process conditions and physical property evaluation
표 2는 표 1에 개시된 조성을 가지는 시편들에 대하여 적용한 다양한 공정 조건(압연-냉각 공정)을 나타낸 것이다. QST 수량은 10 ~ 400 m3/h의 조건으로 제공하였다.Table 2 shows various process conditions (rolling-cooling process) applied to specimens having the compositions disclosed in Table 1. QST quantity was provided under the condition of 10 to 400 m 3 /h.
표 2를 참조하면, 비교예1 및 비교예2는 압연 후 냉각 단계에서 도 3의 (a) 방식으로 냉각수가 분사된다. 즉, 제 1 냉각수 공급장치(21)로부터 공급된 냉각수(W)가 플랜지(12)의 외측에 분사되며, 제 2 냉각수 공급장치(22)로부터 공급된 냉각수(W)가 연결부(14)의 하부와 플랜지(12) 하단부 내측에 분사된다.Referring to Table 2, in Comparative Examples 1 and 2, coolant is sprayed in the manner shown in Figure 3 (a) in the cooling step after rolling. That is, the coolant (W) supplied from the first coolant supply device 21 is sprayed to the outside of the flange 12, and the coolant (W) supplied from the second coolant supply device 22 is sprayed to the lower part of the connection portion 14. and is sprayed inside the lower part of the flange (12).
이에 반하여, 실시예1 및 실시예2는 압연 후 냉각 단계에서 도 3의 (b) 방식으로 냉각수가 분사된다. 즉, 제 1 냉각수 공급장치(21)로부터 제 1 수량으로 공급된 냉각수(W)가 플랜지(12)의 외측에 분사되며, 제 2 냉각수 공급장치(22)로부터 제 2 수량으로 공급된 냉각수(W)가 연결부(14)의 하부와 플랜지(12) 하단부 내측에 분사되며, 제 3 냉각수 공급장치(23)로부터 제 3 수량으로 공급된 냉각수(W)가 연결부(14)의 상부와 플랜지(12) 상단부 내측에 분사된다. 상기 제 1 수량, 상기 제 2 수량 및 상기 제 3 수량은 4 : 2 : 1의 비율을 가진다. In contrast, in Examples 1 and 2, coolant is sprayed in the manner shown in Figure 3 (b) in the cooling step after rolling. That is, the coolant (W) supplied in the first quantity from the first coolant supply device 21 is sprayed on the outside of the flange 12, and the coolant (W) supplied in the second quantity from the second coolant supply device 22 ) is sprayed on the lower part of the connection part 14 and the inside of the lower part of the flange 12, and the coolant (W) supplied in the third quantity from the third coolant supply device 23 is sprayed on the upper part of the connection part 14 and the inside of the flange 12. It is sprayed inside the upper part. The first quantity, the second quantity and the third quantity have a ratio of 4:2:1.
그 외, 모든 실험예들은 압연종료온도: 750 ~ 850℃, 냉각종료온도: 600 ~ 750℃, 이송속도: 0.8 ~ 2.0m/s인 조건을 만족한다. In addition, all experimental examples satisfy the following conditions: rolling end temperature: 750 to 850°C, cooling end temperature: 600 to 750°C, and transfer speed: 0.8 to 2.0 m/s.
표 3은 표 1에 개시된 조성과 표 2에 개시된 공정 조건을 적용하여 구현한 시편들에 대한 다양한 물성을 나타낸 것이다. 표 3에서 TS 항목은 인장강도이며, YS 항목은 항복강도이며, EL은 연신율이며, YR은 항복비이며, CVN(Flange)는 -40℃에서 형강의 플랜지의 충격인성을 나타내며, CVN(R-end)는 -40℃에서 형강의 R-end의 충격인성을 나타낸다. 조직 결과에서 TM은 템퍼드 마르텐사이트, B는 베이나이트, AF는 침상형 페라이트, F는 페라이트, P는 펄라이트를 의미한다. Table 3 shows various physical properties of specimens implemented by applying the composition disclosed in Table 1 and the process conditions disclosed in Table 2. In Table 3, the TS item is the tensile strength, the YS item is the yield strength, EL is the elongation, YR is the yield ratio, CVN(Flange) indicates the impact toughness of the section steel flange at -40℃, and CVN(R- end) represents the impact toughness of the R-end of the section steel at -40℃. In the structure results, TM stands for tempered martensite, B stands for bainite, AF stands for acicular ferrite, F stands for ferrite, and P stands for pearlite.
(MPa)TS
(MPa)
(MPa)YS
(MPa)
(%)EL
(%)
(%)Y.R.
(%)
(Flange)C.V.N.
(Flange)
(R-end)C.V.N.
(R-end)
(표층)group
(surface layer)
분율
(%)hardening layer
fraction
(%)
(심부)group
(heart)
(㎛)grain size
(㎛)
+AFTM+B
+AF
+AFTM+B
+AF
+AFTM+B
+AF
+AFTM+B
+AF
표 3을 참조하면, 모든 실험예들에서 항복강도(YS): 420MPa 이상, 인장강도(TS): 500 ~ 660MPa, 연신율(EL): 19% 이상, 항복비(YR): 0.90 이하 및 -40℃에서의 샤르피 충격 흡수 에너지(CVN)가 50J 이상인 요구사항을 만족함을 확인할 수 있다. 다만, 비교예1, 비교예2 대비 실시예1, 실시예2에서 인장강도 및 항복강도가 의미 있는 수준으로 증가함을 확인할 수 있다. Referring to Table 3, in all experimental examples, yield strength (YS): 420 MPa or more, tensile strength (TS): 500 to 660 MPa, elongation (EL): 19% or more, yield ratio (YR): 0.90 or less, and -40. It can be confirmed that the Charpy shock absorption energy (CVN) at ℃ satisfies the requirement of 50J or more. However, it can be seen that the tensile strength and yield strength increase to a meaningful level in Examples 1 and 2 compared to Comparative Examples 1 and 2.
한편, 모든 실험예들에서 상기 형강의 표층부에서의 미세조직은 침상형 페라이트, 베이나이트 및 템퍼드 마르텐사이트를 포함하고, 상기 형강의 중심부에서의 미세조직은 페라이트 및 펄라이트를 포함하는 것을 확인할 수 있다. Meanwhile, in all experimental examples, it can be confirmed that the microstructure in the surface layer of the section steel includes acicular ferrite, bainite, and tempered martensite, and the microstructure in the center of the section steel includes ferrite and pearlite. .
경화층 분율은 실시예1, 실시예2에서 21 ~ 24%의 범위를 만족한다. 비교예1은 21 ~ 24%의 범위를 하회하여 만족하지 못하는 바, 저온변태조직 분율에 따른 강도 하락으로 목표 물성에 미달할 수 있음을 나타낸다. 비교예2는 21 ~ 24%의 범위를 상회하여 만족하지 못하는 바, 강한 냉각에 의한 마르텐사이트 조직 분율이 증가되어 강도, 항복비가 초과되며, 마르텐사이트 조직에 의한 위치별 충격인성 저하가 있을 수 있음을 나타낸다. The cured layer fraction satisfies the range of 21 to 24% in Examples 1 and 2. Comparative Example 1 was not satisfied as it fell below the range of 21 to 24%, indicating that the target physical properties may be shortened due to a decrease in strength depending on the low-temperature transformation tissue fraction. Comparative Example 2 is not satisfactory as it exceeds the range of 21 to 24%, and the martensite structure fraction increases due to strong cooling, which exceeds the strength and yield ratio, and there may be a decrease in impact toughness at each location due to the martensite structure. represents.
앞에서 설명한 바와 같이, 상기 경화층 분율은, 형강의 플랜지 외측에서 내측까지의 전체 두께를 따라 일직선으로 비커스 경도를 측정하여 가장 높은 경도값인 제1경도값과 페라이트 및 펄라이트 영역의 평균경도값인 제2경도값의 평균이 경도값으로 측정되는 지점을 경화층의 경계로 할 때, 상기 경화층의 두께와 상기 형강의 플랜지 외측에서 내측까지의 전체 두께의 비로 산출한다. As described previously, the hardened layer fraction is determined by measuring the Vickers hardness in a straight line along the entire thickness from the outside to the inside of the flange of the section steel, and measuring the first hardness value, which is the highest hardness value, and the second hardness value, which is the average hardness value of the ferrite and pearlite regions. When the boundary of the hardened layer is the point where the average of the two hardness values is measured as the hardness value, it is calculated as the ratio of the thickness of the hardened layer and the total thickness from the outside to the inside of the flange of the section steel.
평균 결정립도 관점에서 살펴보면, 실시예1, 실시예2는 평균 결정립도 크기가 7 ~ 10㎛의 범위를 만족하지만, 비교예1은 7 ~ 10㎛의 범위를 상회하여 만족하지 못함을 확인할 수 있다. 한편, 실시예1, 실시예2에서는 중심부의 페라이트 입계 평균 크기가 8 ~ 10㎛으로 측정되었다. From the perspective of average grain size, it can be seen that Examples 1 and 2 satisfy the average grain size range of 7 to 10 ㎛, but Comparative Example 1 exceeds the range of 7 to 10 ㎛ and is not satisfied. Meanwhile, in Examples 1 and 2, the average size of the ferrite grain boundary in the center was measured to be 8 to 10㎛.
도 8은 본 발명의 실험예에서 냉각 후 형강의 형상을 측정한 결과를 도해한 도면이다. 도 8의 (a)는 비교예2에 따른 냉간 형상 측정 결과를 나타내며, 도 8의 (b)는 실시예2에 따른 냉간 형상 측정 결과를 나타낸다. Figure 8 is a diagram illustrating the results of measuring the shape of a section steel after cooling in an experimental example of the present invention. Figure 8(a) shows the cold shape measurement results according to Comparative Example 2, and Figure 8(b) shows the cold shape measurement results according to Example 2.
도 8을 참조하면, 실시예에서 형강의 상단에 냉각수를 분사하여도 냉간 형상의 변형이 거의 발생하지 않고 양호함을 확인할 수 있다. Referring to FIG. 8, it can be seen that in the example, even when coolant is sprayed on the top of the section steel, almost no deformation of the cold shape occurs and the shape is good.
표 4는 도 8에 도시된 실험예들에서 측정한 물성값을 나타낸 것이다. Table 4 shows the physical property values measured in the experimental examples shown in FIG. 8.
(MPa)TS
(MPa)
(MPa)YS
(MPa)
(%)EL
(%)
(-40℃)C.V.N.
(-40℃)
표 4를 참조하면, 비교예 대비 실시예에서 인장강도, 항복강도 및 충격인성의 균일도가 개선되며, 강도의 절대값도 증가함을 확인할 수 있다. Referring to Table 4, it can be seen that the uniformity of tensile strength, yield strength, and impact toughness is improved in Examples compared to Comparative Examples, and the absolute value of strength also increases.
지금까지 본 발명의 기술적 사상에 따른 실시예들을 설명하였다. So far, embodiments according to the technical idea of the present invention have been described.
고강도 충격인성을 보증하기 위해서는 TMCP 공정이 반드시 필요하다. 하지만 냉각공정이 적용됨에 따라 특히 저온변태조직 생성으로 인한 인성저하, 과도한 입도 미세화에 따른 항복비 초과 등의 문제들로 적정 냉각 공정을 설정해주는 것이 TMCP 제조조건의 핵심이다. 요구 물성을 모두 확보하기 위해 조성 성분과 QST 설비를 이용하여 공정 조건을 설정했다.The TMCP process is essential to ensure high strength and impact toughness. However, as the cooling process is applied, setting an appropriate cooling process is the key to TMCP manufacturing conditions, especially due to problems such as toughness reduction due to low-temperature transformation tissue formation and excessive yield ratio due to excessive particle size refinement. In order to secure all required properties, process conditions were set using composition ingredients and QST equipment.
석출강화 및 가속냉각 효과를 위한 적정 V 첨가와 오스테나이트 결정립 성장 지연 및 용접성능 향상에 효과적인 Ti 첨가하여 설계하였으며, 비교예 대비 저원가, 안정성, 양산성 확보 목적 Ni 제외한 Nb 복합설계 통해 결정립 미세화 극대화 설계를 하였다.It was designed by adding appropriate V for precipitation strengthening and accelerated cooling effects and adding Ti, which is effective in delaying austenite grain growth and improving welding performance. Designed to maximize grain refinement through Nb composite design excluding Ni for the purpose of securing low cost, stability, and mass production compared to the comparative example. did.
공정조건은 합금원소 고용을 위해 재가열온도는 1150 ~ 1300℃, 압연시작온도는 1000 ~ 1100℃, 압연종료온도는 750 ~ 850℃, 냉각종료온도는 600 ~ 750℃로 관리하며, 최종 냉각온도를 제어하기 위해 QST 냉각 수량은 10 ~ 400 m3/h, 이송속도 0.8 ~ 2.0 m/s로 설정했다. H형강은 형상의 특성상 열이 갇히는 하단부와 대기접촉면적이 넓은 상단부가 존재하며, 균일한 기계적 물성을 갖기 위한 냉각 시스템 및 조건을 확보해야 한다. 기존 개발 및 양산제품의 경우 QST 설비 상단부 냉각박스는 과냉에 따른 물성 및 형상 변형 등의 문제로 사용하지 않지만 전산모사 해석 및 실적 검토를 통해 QST 설비 상단부 냉각박스를 적용하였으며 상단/하단/측면 수량의 적정 비율을 확보하였다. 이로써 저원가 설계 및 안정적 물성 확보를 통해 수익률 및 품질, 양산성을 개선할 수 있는 형강 및 그 제조 방법을 구현하였다. The process conditions are managed at 1150 ~ 1300℃ for reheating, 1000 ~ 1100℃ for rolling start temperature, 750 ~ 850℃ for rolling completion, 600 ~ 750℃ for cooling to utilize alloy elements, and 600 ~ 750℃ for final cooling temperature. For control, the QST cooling water quantity was set to 10 to 400 m 3 /h and the transfer speed was set to 0.8 to 2.0 m/s. Due to the nature of the shape of H-beam steel, there is a lower part where heat is trapped and an upper part where the air contact area is large, and a cooling system and conditions must be secured to have uniform mechanical properties. In the case of existing developed and mass-produced products, the cooling box at the top of the QST facility is not used due to problems such as physical properties and shape deformation due to overcooling. However, through computer simulation analysis and performance review, the cooling box at the top of the QST facility was applied and the top/bottom/side quantities were adjusted. An appropriate ratio was secured. As a result, a section steel and its manufacturing method that can improve profitability, quality, and mass production through low-cost design and stable physical properties were implemented.
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.Although the above description focuses on the embodiments of the present invention, various changes and modifications can be made at the level of those skilled in the art. These changes and modifications can be said to belong to the present invention as long as they do not depart from the scope of the present invention. Therefore, the scope of rights of the present invention should be determined by the claims described below.
Claims (9)
항복강도(YS): 505MPa 이상, 인장강도(TS): 602 ~ 660MPa, 연신율(EL): 19% 이상, 항복비(YR): 0.90 이하 및 -40℃에서의 샤르피 충격 흡수 에너지(CVN)가 50J 이상인 것을 특징으로 하는 형강이며,
상기 형강의 플랜지 외측에서 내측까지의 전체 두께를 따라 일직선으로 비커스 경도를 측정하여 가장 높은 경도값인 제1경도값과 페라이트 및 펄라이트 영역의 평균경도값인 제2경도값의 평균이 경도값으로 측정되는 지점을 경화층의 경계로 할 때, 상기 경화층의 두께와 상기 형강의 플랜지 외측에서 내측까지의 전체 두께의 비인 경화층 분율은 21 ~ 24%인 것을 특징으로 하는,
형강.Carbon (C): 0.04 to 0.14 wt%, Silicon (Si): 0.10 to 0.55 wt%, Manganese (Mn): 0.90 to 1.65 wt%, Phosphorus (P): More than 0 but less than 0.020 wt%, Sulfur (S): Above 0 and below 0.007% by weight, Aluminum (Al): 0.015 to 0.055% by weight, Vanadium (V): 0.010 to 0.080% by weight, Titanium (Ti): 0.010 to 0.025% by weight, Niobium (Nb): 0.010 to 0.050% by weight and the remaining iron (Fe) and other inevitable impurities,
Yield strength (YS): 505 MPa or more, tensile strength (TS): 602 ~ 660 MPa, elongation (EL): 19% or more, yield ratio (YR): 0.90 or less, and Charpy impact absorption energy (CVN) at -40°C It is a section steel characterized by being 50J or more,
The Vickers hardness is measured in a straight line along the entire thickness from the outside to the inside of the flange of the section steel, and the average of the first hardness value, which is the highest hardness value, and the second hardness value, which is the average hardness value of the ferrite and pearlite regions, is measured as the hardness value. When the point is set as the boundary of the hardened layer, the hardened layer fraction, which is the ratio of the thickness of the hardened layer and the total thickness from the outside to the inside of the flange of the section steel, is 21 to 24%.
Section steel.
(b) 상기 강재를 재가열하는 단계;
(c) 재가열된 상기 강재를 열간 변형하는 단계; 및
(d) 열간 변형된 상기 강재를 냉각하는 단계;를 포함하는, 형강의 제조 방법이며,
상기 (b) 단계는 재가열온도: 1150 ~ 1300℃인 조건에서 수행하며,
상기 (c) 단계는 압연시작온도: 1000 ~ 1100℃, 압연종료온도: 750 ~ 850℃인 조건에서 수행하며,
상기 (d) 단계는 냉각수를 이용한 켄칭 및 셀프-템퍼링(QST; Quenching and Self-Tempering) 공정을 수행하며,
상기 (d) 단계는 형강의 플랜지의 외측에 제 1 수량으로 냉각수를 분사하는 단계; 상기 형강의 플랜지를 가로질러 연결하는 연결부의 하부와 상기 형강의 플랜지 하단부 내측에 제 2 수량으로 냉각수를 분사하는 단계; 상기 형강의 플랜지를 가로질러 연결하는 연결부의 상부와 상기 형강의 플랜지 상단부 내측에 제 3 수량으로 냉각수를 분사하는 단계;를 포함하되, 상기 제 1 수량, 상기 제 2 수량 및 상기 제 3 수량은 4 : 2 : 1의 비율이며, 상기 수량의 단위는 m3/hr인 것을 특징으로 하는,
형강의 제조 방법.
(a) Carbon (C): 0.04 to 0.14 wt%, Silicon (Si): 0.10 to 0.55 wt%, Manganese (Mn): 0.90 to 1.65 wt%, Phosphorus (P): More than 0 to 0.020 wt% or less, Sulfur ( S): greater than 0 and less than or equal to 0.007 wt%, aluminum (Al): 0.015 to 0.055 wt%, vanadium (V): 0.010 to 0.080 wt%, titanium (Ti): 0.010 to 0.025 wt%, niobium (Nb): 0.010 to providing a steel material consisting of 0.050% by weight and the remainder being iron (Fe) and other unavoidable impurities;
(b) reheating the steel;
(c) hot deforming the reheated steel; and
(d) cooling the hot-deformed steel; a method of manufacturing a section steel, comprising:
Step (b) is performed under conditions of reheating temperature: 1150 to 1300°C,
Step (c) is performed under the conditions of rolling start temperature: 1000 ~ 1100 ℃, rolling end temperature: 750 ~ 850 ℃,
Step (d) performs a quenching and self-tempering (QST) process using coolant,
The step (d) includes spraying coolant in a first quantity on the outside of the flange of the section steel; Spraying a second quantity of coolant to a lower portion of a connection portion connecting across the flange of the section steel and to an inside of a lower end of the flange of the section steel; Spraying coolant in a third quantity on the upper part of the connection part connecting across the flange of the section steel and on the inside of the upper end of the flange of the section steel; wherein the first quantity, the second quantity and the third quantity are 4. : 2: 1 ratio, and the unit of the quantity is m 3 /hr,
Manufacturing method of section steel.
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