KR20120026641A - 선체용 후강판 및 그 제조 방법 - Google Patents

Abstract

이 선체용 후강판은, 질량％로, C:0.03 초과 내지 0.10％, P:≤0.05％, S:≤0.05％, Al:0.002 내지 0.1％를 함유하고, 잔량부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지는 화학 성분을 갖고, 페라이트를 포함하고, 펄라이트, 베이나이트 중 1종 이상으로 이루어지는 마이크로 조직을 갖고, 상기 마이크로 조직 중의 무가공 페라이트의 면적률이 85％ 이상, 상기 무가공 페라이트의 평균 결정 입경이 5 내지 40㎛이고, 상기 페라이트의 입자 내의 시멘타이트 입자가 개수 밀도로 50000개/㎟ 이하이고, 항복 강도가 235㎫ 이상, 인장 강도가 460㎫ 이하, 균일 연신율이 15％ 이상, 0℃에서의 샤르피 평균 흡수 에너지가 100J 이상이다.

Description

선체용 후강판 및 그 제조 방법{THICK STEEL PLATE FOR SHIP HULL AND PROCESS FOR PRODUCTION THEREOF}

본 발명은, 충돌시에 변형되어 충돌된 상대측 선박의 손상을 방지할 수 있는 완충 효과를 갖고, 충돌 안전성을 향상시킨 선박의 선수 구조에 사용되는 판 두께 8㎜ 이상의 후강판 및 그 제조 방법에 관한 것이다.

본원은 2009년 11월 20일에 일본에 출원된 일본 특허 출원 제2009-265118호에 기초하여 우선권을 주장하고, 그 내용을 여기에 원용한다.

현재의 대형 선박에서는, 선박의 선수 구조에 판 두께 8㎜ 이상의 후강판이 사용되고 있고, 파도의 저항에 의한 에너지의 손실을 조금이라도 경감시키기 위해 선수 수선 아래에 벌버스 바우(구상 선수)가 구비되어 있다.

종래부터, 벌버스 바우에는, 내부에 보강용 스트링어를 종횡으로 배치한 강성체 구조가 채용되어 있다(특허 문헌 1 및 2 참조). 그러나 강성체 구조의 벌버스 바우를 구비하는 선박이 타선박에 충돌한 경우, 예를 들어 도 1a에 도시하는 바와 같이, 충돌선(20)의 벌버스 바우(20a)가, 피충돌선(21)의 선복(船腹)(21a)에 파고들어가, 나아가서는 파괴 부위를 확대하여 피충돌선(21)의 선각[선복(21a)]을 손괴하여, 파구(구멍)(21b)를 형성하는 경우가 있다.

그 때문에, 최근, 선박끼리가 충돌할 때, 특히 충돌선의 선수가, 피충돌선의 선복에 충돌할 때, 피충돌선의 선각을 손괴하지 않도록 충돌 에너지를 최대한 흡수하는 구조의 벌버스 바우가 제안되어 있다(특허 문헌 3 내지 5 참조).

특허 문헌 3에는, 선단부를 수밀 구조로 하고, 선단부에 이어지는 주연부를 비수밀 구조[벌버스 바우 내부가 외수(外水)에 연통되는 구조]로 함으로써, 충돌 에너지를 흡수하는 벌버스 바우가 개시되어 있다. 그러나 특허 문헌 3에 개시된 벌버스 바우는, 선단부에 이어지는 주연부가 비수밀 구조이므로, 조파 저항을 충분히 저감시키는 것이 곤란하다.

또한, 특허 문헌 3에 개시된 벌버스 바우에서는 비수밀 구조를 가지므로, 강판에 방식 가공을 실시해야만 해, 제조 비용이 증대된다.

특허 문헌 4에는, 구상 돌기의 근원의 외판에, 횡방향의 굽힘 강성을 저감시키는 두께 감소부를 형성한 벌버스 바우가 개시되어 있다. 또한, 특허 문헌 5에는, 구상 돌기의 근원의 외판에, 횡방향의 굽힘 강도가 낮은 저강도부(하항복점 또는 0.2％ 내력이 235㎫ 이하인 저항복점 강으로 이루어지는 부분)를 형성한 벌버스 바우가 개시되어 있다.

특허 문헌 4 및 5에 개시된 벌버스 바우에서는, 벌버스 바우의 근원 부근에, 두께 감소부 또는 저강도부를 형성함으로써, 충돌시에, 벌버스 바우의 근원을 구부러지기 쉽게 하고 있다.

즉, 특허 문헌 4 및 5에 개시된 벌버스 바우에서는, 선박끼리가, 소요의 각도로 충돌하였을 때, 예를 들어 도 1b에 도시하는 바와 같이, 충돌선(30)의 벌버스 바우(30a)가 근원부(30b)에서 용이하게 절곡된다. 그로 인해, 피충돌선(31)의 선복(31a)과 접촉하는 벌버스 바우(30a)의 면이, 선단면(30c)이 아닌 동체면(30d)으로 되므로, 피충돌선(31)의 선복(31a)의 손상이 저감된다.

그러나 특허 문헌 4 및 5에 개시된 벌버스 바우는, 특허 문헌 3에 개시된 벌버스 바우와는 달리, 벌버스 바우 자체가, 충돌 에너지를 흡수하는 댐퍼로서 기능하지 않는다. 그로 인해, 선박끼리가, 90°에 가까운 각도로 충돌한 경우, 벌버스 바우가, 충돌 반력을 받아 근원부에서 절곡되기 전에, 피충돌선의 선복에 파고 들어가는 것이 상정된다.

또한, 도 1b의 점선 부분은, 충돌선(30)이 피충돌선(31)에 충돌하기 전의 벌버스 바우(30a)의 위치를 나타낸다.

결국, 특허 문헌 4 및 5에 개시된 벌버스 바우에서는, 피충돌선의 선복의 손괴를 저감시키는 정도에 한계가 있다.

한편, 선박의 충돌 안전성을 높이는 수단으로서, 충돌시의 에너지 흡수능이 우수한 강판을 사용하는 것도 검토되고 있고, 그러한 강판이 특허 문헌 6 내지 10에 개시되어 있다.

특허 문헌 6에 개시된 강판에서는, 페라이트의 점유율과 경도를 높이고, 제2상의 사이즈를 작게 하고, 가공 경화를 크게 함으로써, 에너지 흡수능을 높이고 있다.

또한, 특허 문헌 7 내지 9에 개시된 강판에서는, 잔류 오스테나이트를 강 중에 분산하고, 변태 유기 소성(TRIP)을 이용하여 가공 경화를 크게 함으로써, 강도와 균일 연신율을 향상시켜 에너지 흡수능을 높이고 있다.

또한, 특허 문헌 10에 개시된 강판에서는, 그 조직을 세립 페라이트 주체 조직으로 하고, 석출 강화를 활용하여 페라이트상의 강도를 높임으로써 내파괴 특성을 향상시키고 있다.

그러나 충돌선의 선수가 피충돌선의 선복에 충돌하는 경우, 피충돌선의 선복이, 에너지 흡수능을 향상시킨 강판으로 구성되어 있어도, 충돌선의 벌버스 바우가 변형되지 않는 한, 벌버스 바우가 선복을 관통할 위험성은 높다. 또한, 충돌의 형태에 따라서는, 에너지 흡수량이 높은 강판을 사용하는 효과를 기대할 수는 없다.

이에 대해, 충돌선의 벌버스 바우에서 충돌 에너지를 흡수할 수 있으면, 피충돌선의 선복의 손괴를 최대한 저감시키는 것이 가능하다.

그러나 특허 문헌 6 내지 10에 개시된 에너지 흡수능이 우수한 강판은, 강도가 높고, 가공 경화가 크기 때문에 충돌시에 피충돌선에 부여하는 압박력이 커진다. 그로 인해, 벌버스 바우의 변형이 충분히 진행되지 않은 상태에서 에너지를 충분히 흡수하기 전에, 벌버스 바우가 선복을 관통할 가능성이 높다.

또한, 벌버스 바우에 사용하는 곡률이 큰 곡판을 제조하기 위해, 그 성형 과정에서, 선형 가열에 의한 굽힘 가공, 즉 선형 가열 가공이 다용되고 있다.

이 선형 가열 가공에서는, 가스 버너 등을 사용하여 강판 표면을 선형으로 국소 가열하고 있고, 가열 부분이 열팽창되어, 그 주위로부터 구속을 받아 소성 변형되는 현상을 이용하고 있다. 통상, 작업 효율을 높이기 위해 가열 직후에 수랭이 행해지고 있어, 모재의 마이크로 조직의 변화에 따라서 선형 가열 가공 후의 강판의 재질이 변화된다.

즉, 특허 문헌 6 내지 10에 개시된 에너지 흡수능이 우수한 강판에서는, 가열 후 수랭된 부분이 켄칭 처리되어, 국소적으로 강도가 상승하고, 연신율이 저하되어 있을 가능성이 높다.

그로 인해, 그러한 곡판을 사용한 벌버스 바우는, 강도가 균일하지 않아 변형되기 어렵다. 그로 인해, 이 벌버스 바우를 구비한 선박이 타선박에 충돌한 경우, 도 1a에 도시하는 바와 같이, 충돌선(20)의 선수(20a)가 피충돌선(21)의 선복(21a)에 파고들어가 선복(21a)을 파괴하고, 나아가서는 파괴 부위가 확대되어 선체에 파구(구멍)(21b)를 형성할 위험성도 크다.

특허 문헌 6 내지 10에 대해, 특허 문헌 11에는, 400℃에서의 항복 강도를 낮춤으로써 선형 가열에 의한 굽힘 가공성을 향상시킨 강판이 개시되어 있다. 이 강판에서는, 400℃에서의 항복 강도를 저하시키기 위해, 실온의 항복 강도도 저하시키고 있다. 그로 인해, 이 강판을 벌버스 바우에 사용한 경우에 충돌시에 있어서 변형이 용이하게 진행되어, 벌버스 바우가 충분히 에너지를 흡수할 수 있을 가능성이 있다. 단, 국제 선급 협회 연합(IACS)의 통일 규격에서는, 실온에서의 항복 강도가 235㎫ 이상을 충족시킬 필요가 있으므로, 미세 시멘타이트의 분산 강화를 이용하고 있다. 그러나 시멘타이트는, 열적으로 불안정하기 때문에, 선형 가열 후에 강판 중의 시멘타이트의 분산 상태를 유지하여, 소정의 재질을 만족시키는 것은 곤란하다. 또한, 미세 시멘타이트의 분산에서는, 필요한 가공 경화 특성이 얻어지지 않아, 에너지를 흡수하기 위한 충분한 균일 연신율이 얻어지기 어려운 등의 문제점이 있다.

또한, 특허 문헌 12 및 13에는, 탄소량을 줄여 항복점을 낮춤으로써, 가공성 및 가공 후의 인성을 높인 벌버스 바우용 강판이 개시되어 있다. 그러나 이러한 극저탄소강판을 제조하면, 제련 부하가 막대해지는 동시에 비용이 증대되므로, 경제적으로 바람직하지 않다.

이상으로부터, 현재, 항행시에는 조파 저항을 크게 줄여 에너지 손실을 보다 저감하여, 선박의 추진 성능을 보다 높이는 기능을 발휘하지만, 충돌시에는 피충돌선의 선복의 손괴를 저감하여 충돌 에너지를 효과적으로 흡수하는 댐퍼 기능을 발휘하는 벌버스 바우용 후강판이 요구되고 있다.

일본 특허 출원 공개 제2002-347690호 공보 일본 특허 출원 공개 제2005-199736호 공보 일본 특허 출원 공개 평08-164887호 공보 일본 특허 출원 공개 제2004-314824호 공보 일본 특허 출원 공개 제2004-314825호 공보 일본 특허 출원 공개 평11-193438호 공보 일본 특허 출원 공개 평11-246934호 공보 일본 특허 출원 공개 제2007-162101호 공보 일본 특허 출원 공개 제2008-45196호 공보 일본 특허 출원 공개 제2002-105534호 공보 일본 특허 출원 공개 제2009-185380호 공보 일본 특허 출원 공개 평5-70885호 공보 일본 특허 출원 공개 평6-256891호 공보

본 발명은 벌버스 바우에 대한 상기 요구에 비추어, 선체 구조의 설계를 변경하는 일 없이, 충돌시에, 충돌 에너지를 효과적으로 흡수하여 피충돌선의 선복의 손괴를 현저하게 저감시킬 수 있는 벌버스 바우용 후강판 및 그 제조 방법을 제공하는 것을 과제로 한다.

본 발명은 전술한 과제를 해결하기 위해 예의 검토한 결과 이루어진 것이며, 그 수단은 이하와 같다.

(1) 본 발명의 일 형태에 관한 선체용 후강판은, 질량％로, C:0.03 초과 내지 0.10％, P:≤0.05％, S:≤0.05％, Al:0.002 내지 0.1％를 함유하고, 잔량부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지는 화학 성분을 갖고, 페라이트를 포함하고, 펄라이트, 베이나이트 중 1종 이상으로 이루어지는 마이크로 조직을 갖고, 상기 마이크로 조직 중의 무가공 페라이트의 면적률이 85％ 이상, 상기 무가공 페라이트의 평균 결정 입경이 5 내지 40㎛이고, 상기 페라이트의 입자 내의 시멘타이트 입자가 개수 밀도로 50000개/㎟ 이하이고, 항복 강도가 235㎫ 이상, 인장 강도가 460㎫ 이하, 균일 연신율이 15％ 이상, 0℃에서의 샤르피 평균 흡수 에너지가 100J 이상이다.

(2) 상기 (1)에 기재된 선체용 후강판에서는, 질량％로, Si:0.03 내지 1％, Mn:0.1 내지 1.5％, Cu:0.02 내지 0.5％, Ni:0.02 내지 0.5％, Cr:0.02 내지 0.5％, Mo:0.002 내지 0.2％ 미만, Nb:0.002 내지 0.02％, V:0.002 내지 0.04％, Ti:0.002 내지 0.04％, B:0.0002 내지 0.002％, N:0.0005 내지 0.008％, Ca:0.0003 내지 0.005％, Mg:0.0003 내지 0.005％, REM:0.0003 내지 0.005％ 중 1종 이상을 상기 화학 성분으로서 함유하고, 또한 탄소당량 Ceq가 0.30％ 이하여도 된다.

단, Ceq＝[C]＋[Si]/24＋[Mn]/6＋([Cu]＋[Ni])/15＋([Cr]＋[V])/10＋([Mo]＋[Nb])/5＋[Ti]/20＋[B]/3＋[N]/8이다.

여기서, [C], [Si], [Mn], [Cu], [Ni], [Cr], [V], [Mo], [Nb], [Ti], [B], [N]은, 각각 C, Si, Mn, Cu, Ni, Cr, V, Mo, Nb, Ti, B, N의 질량％로의 함유량이다.

(3) 상기 (2)에 기재된 선체용 후강판에서는, 질량％로, 상기 탄소당량 Ceq가 0.27％ 이하여도 된다.

(4) 상기 (1) 또는 (2)에 기재된 선체용 후강판에서는, 항복비가 0.70 이상여도 된다.

(5) 본 발명의 제1 형태에 관한 선체용 후강판의 제조 방법에서는, 상기 (1) 내지 (3) 중 어느 하나에 기재된 화학 성분을 갖는 강편을, 1000 내지 1300℃로 가열하고, A_r3 변태점 이상의 오스테나이트 단상 영역에서 제품 판 두께까지 누적 압하율 30 내지 98％의 압연을 행하고, 760℃ 이상의 냉각 개시 온도로부터 판 두께 평균 1 내지 50℃/s의 냉각 속도로 400 내지 650℃의 온도까지 가속 냉각을 행한 후, 공냉을 행한다.

(6) 본 발명의 제2 형태에 관한 선체용 후강판의 제조 방법에서는, 상기 (1) 내지 (3) 중 어느 하나에 기재된 화학 성분을 갖는 강편을, 1000 내지 1300℃로 가열하고, A_r3 변태점 이상의 오스테나이트 단상 영역에서 제품 판 두께까지 누적 압하율 30 내지 98％의 압연을 행하고, 760℃ 이상의 냉각 개시 온도로부터 판 두께 평균 1 내지 50℃/s의 냉각 속도로 400℃ 미만의 온도까지 가속 냉각을 행한 후, 400 내지 650℃의 온도에서 템퍼링을 행한다.

(7) 본 발명의 제3 형태에 관한 선체용 후강판의 제조 방법에서는, 상기 (1) 내지 (3) 중 어느 하나에 기재된 화학 성분을 갖는 강편을, 1000 내지 1300℃로 가열하고, A_r3 변태점 이상의 오스테나이트 단상 영역에서 제품 판 두께까지 누적 압하율 30 내지 98％의 압연을 행하고, 공냉을 행한다.

본 발명에 따르면, 벌버스 바우를 갖는 자선박의 선수가 타선박의 선복에 충돌하는 사고를 일으킨 경우에, 충돌선(자선박)에 있어서의 벌버스 바우의 밸브부 측면이 보다 균일하게 좌굴(buckling) 변형됨으로써, 충돌 에너지를 크게 흡수할 수 있다. 또한, 충돌 에너지를 흡수하면서 충돌면이 찌부러짐으로써, 피충돌선(타선박)의 손상을 최대한 저감시킬 수 있게 되고, 이에 의해 피충돌선의 침몰이나 오일 유출에 의한 해양 오염의 예방에 공헌할 수 있다.

도 1a는 선수 구조에 완충 효과를 갖지 않는 선박이 충돌한 경우의 충돌선과 피충돌선 각각의 변형을 도시하는 모식도이다.
도 1b는 선수 구조에 완충 효과를 갖는 선박이 충돌한 경우의 충돌선과 피충돌선 각각의 변형을 도시하는 모식도이다.
도 1c는 선수 구조에 본 발명의 선체용 후강판을 사용한 완충 효과를 갖는 선박이 충돌한 경우의 충돌선과 피충돌선 각각의 변형을 도시하는 모식도이다.

이하, 본 발명의 일 실시 형태에 대해 설명한다.

벌버스 바우를 갖는 선박의 선수가 타선박의 선복에 충돌하는 사고를 일으킨 경우에, 도 1c에 도시하는 바와 같이, 벌버스 바우(10a)의 벌브 부분(10b)이 보다 균일하게 좌굴 변형될 수 있으면, 보다 많은 충돌 에너지를 흡수할 수 있으므로 충돌에 의한 충격력은 완화된다. 그 결과, 피충돌선(11)의 선복(11a)의 국소적인 파단이나 파손을 회피할 수 있어, 파구(구멍)의 발생을 방지할 수 있다.

또한, 도 1c의 점선 부분은, 충돌선(10)이 피충돌선(11)에 충돌하기 전의 벌버스 바우(10a)의 위치를 나타낸다.

그러한 벌버스 바우의 변형 거동을 FEM 해석에 의해 검토한 결과, 기계적 성질에 대해 항복 강도가 235㎫ 이상, 인장 강도가 460㎫ 이하, 균일 연신율이 15％ 이상인 경우에, 선박끼리의 충돌시에 피충돌선에 부여하는 압박력이 작아지는 것을 발견하였다. 또한, 이 경우에는, 벌버스 바우가 용이하게 변형되어, 벌버스 바우와 피충돌선의 선복의 접촉 면적이 증대되고, 벌버스 바우가 충돌 에너지를 효과적으로 흡수하여, 피충돌선의 선복에 있어서의 손상을 현저하게 저감시킬 수 있는 것을 발견하였다.

이하에, 본 실시 형태에 있어서의 항복 강도, 인장 강도, 균일 연신율, 0℃에서의 샤르피 평균 흡수 에너지의 한정 이유를 설명한다.

현재의 대형 선박에서는, 선수 구조에 판 두께가 8㎜ 이상, 최대라도 100㎜인 후강판이 사용되고 있어, 충돌선의 선수가 좌굴 변형되기 위해서는, 기본적으로 충돌선의 선수에 사용하는 강판의 항복 강도가 피충돌선에 사용하는 강판의 항복 강도보다도 작을 필요가 있다. 그러나 선박에 사용하는 강판의 항복 강도는, 국제 선급 협회 연합(IACS)의 통일 규격을 충족시킬 필요가 있고, 또한 종래의 내골 구조를 갖는 선수 구조이며, 파동 충격에 견딜 수 있는 강도인 것이 필요하다. 또한, 지나치게 항복 강도를 저하시키면 변형시의 큰 에너지 흡수 효과를 기대할 수 없게 된다. 이상의 점을 고려하면, 강판의 항복 강도는 235㎫ 이상으로 할 필요가 있다. 또한, 항복 강도의 상한은, 통상 선박에 사용되고 있는 강판의 항복 강도로부터 보아, 400㎫ 이하인 것이 바람직하다. 충돌시에 선수가 보다 확실하게 좌굴 변형되기 위해서는, 강판의 항복 강도는 320㎫ 이하인 것이 보다 바람직하다.

인장 강도는, 에너지 흡수능을 높이기 위해서는 높게 할 필요가 있다. 그러나 인장 강도가 지나치게 높아지면, 충돌시에 피충돌선에 부여하는 압박력이 커진다. 이 경우, 벌버스 바우의 변형이 충분히 진행되지 않은 상태에서 에너지를 충분히 흡수하기 전에, 벌버스 바우가 선복을 관통할 가능성이 높다. 그로 인해, 인장 강도의 상한은 460㎫이다. 필요한 에너지 흡수능을 얻기 위해서는, 인장 강도의 하한은 300㎫인 것이 바람직하다.

균일 연신율은, 인장 강도와 마찬가지로, 에너지 흡수능을 높이기 위해서는 크게 할 필요가 있고, 균일 연신율의 하한은 15％이다. 에너지 흡수능을 보다 향상시키기 위해서는, 균일 연신율은 20％ 이상인 것이 바람직하다. 또한, 균일 연신율은 높을수록 좋지만, 필요한 강도를 확보하기 위해서는 50％ 이하인 것이 바람직하다.

또한, 0℃에서의 샤르피 평균 흡수 에너지는, 충돌시의 취성 파괴를 방지하기 위해 100J 이상인 것이 필요하다. 즉, 충돌시에 취성 파괴가 발생하면, 좌굴 변형에 의한 에너지의 흡수를 할 수 없고, 또한 다른 부재로 균열이 전파되어 중대한 파괴 사고가 발생할 위험성이 높아진다. 그로 인해, 상기 샤르피 평균 흡수 에너지의 하한은 100J이다. 취성 파괴를 방지하여 안전성을 보다 높이기 위해서는, 샤르피 평균 흡수 에너지는 150J 이상인 것이 바람직하다. 또한, 취성 파괴의 위험성을 거의 회피할 수 있는 레벨을 고려하면, 샤르피 흡수 에너지의 상한은 500J인 것이 바람직하다.

덧붙여, 항복비는 0.70 이상인 것이 바람직하다. 항복비를 저하시키면, 가공 경화가 커지므로 강판으로서의 에너지 흡수능이 높아진다. 그러나 전술한 바와 같이 가공 경화가 커지면, 충돌시에 충돌선의 벌버스 바우가 피충돌선에 부여하는 압박력이 커진다. 그로 인해, 벌버스 바우의 변형이 충분히 진행되지 않은 상태에서 에너지를 충분히 흡수하기 전에, 벌버스 바우가 선복을 관통할 가능성이 발생할 수 있다. 그로 인해, 벌버스 바우로서의 에너지 흡수능을 충분히 확보하기 위해서는, 강판의 강도에 따라서는 항복비를 제한하는 것이 바람직하다. 보다 확실하게 벌버스 바우의 변형을 확보하기 위해서는, 항복비는 0.75 이상인 것이 보다 바람직하고, 0.80 이상인 것이 가장 바람직하다. 또한, 에너지 흡수능 및 벌버스 바우용 강판으로서의 가공성을 확보하기 위해서는, 항복비는 0.95 이하인 것이 바람직하다.

이하에 본 실시 형태에 있어서의 마이크로 조직의 한정 이유를 서술한다.

강판의 마이크로 조직은, 모상으로서 페라이트를 포함하고, 이 페라이트에 더하여, 펄라이트, 베이나이트 중 1종 이상으로 구성되어 있다.

우선, 무가공 페라이트가 모상인 이유는, 강판의 조직 중에서 가장 유연한 조직을 이용하여, 강도를 억제하면서 균일 연신율을 향상시키고, 벌버스 바우의 좌굴 변형에 수반되는 흡수 에너지를 증가시키기 위함이다. 또한, 2상 영역 압연 등에 의해 가공된 페라이트는, 균일 연신율 및 샤르피 평균 흡수 에너지의 저하의 원인으로 되므로, 그들의 저하를 피하기 위해 모상의 페라이트는 무가공 페라이트로 하였다. 또한, 가공 페라이트의 생성에 의해 강판의 이방성이 커지므로, 모상의 페라이트가 가공 페라이트이면, 충돌시에 벌버스 바우를 균일하게 좌굴 변형시켜 강판에 에너지를 흡수시키는 것이 곤란해진다. 또한, 가공 페라이트가 1％ 이하이면, 마이크로 조직에 가공 페라이트가 존재하지 않는다고 판단한다.

무가공 페라이트 이외를 펄라이트, 베이나이트로 한 이유는, 무가공 페라이트상만으로는, 강도를 확보하는 것과, 가공 경화 특성이 극단적으로 저하되어 균일 연신율을 15％ 이상으로 할 수 없어, 충돌시의 에너지 흡수능을 확보하는 것이 곤란하기 때문이다. 또한, 조직 중에 마르텐사이트가 존재하면 인장 강도를 460㎫ 이하, 0℃에서의 샤르피 평균 흡수 에너지를 100J 이상으로 하는 것이 곤란해지므로, 광학 현미경에 의한 조직 관찰에 의해 마르텐사이트가 확인되지 않는 것이 필요하다.

무가공 페라이트의 면적률이 85％ 미만으로 되면, 무가공 페라이트 이외의 가공 페라이트, 펄라이트, 베이나이트, 마르텐사이트 등의 단단한 조직이 15％를 초과하여, 인장 강도를 460㎫ 이하, 균일 연신율을 15％ 이상으로 하는 것이 곤란해진다. 그로 인해, 무가공 페라이트의 면적률은 85％ 이상으로 한다. 무가공 페라이트의 면적률은 90 내지 95％인 것이 바람직하다.

무가공 페라이트 입경이 5㎛ 미만에서는, 15％ 이상의 균일 연신율을 확보하는 것이 곤란하고, 무가공 페라이트 입경이 40㎛ 초과에서는, 235㎫ 이상의 항복 강도 및 100J 이상의 0℃도에서의 샤르피 평균 흡수 에너지를 확보하는 것이 곤란하다. 그로 인해, 무가공 페라이트 입경은 5 내지 40㎛로 한다.

또한, 페라이트 입자 내에 시멘타이트 입자가 개수 밀도로 50000개/㎟ 초과 존재하면 보이드가 발생하기 쉬워지므로, 균일 연신율이 저하되어, 15％ 이상의 균일 연신율을 확보하는 것이 곤란해진다. 그로 인해, 페라이트 입자 내의 시멘타이트 입자를 개수 밀도로 50000개/㎟ 이하로 제한한다.

이하, 각 원소의 양을 한정한 이유에 대해 설명한다. 또한, 이하의 「％」는, 특별한 설명이 없는 경우는 「질량％」이다.

C:0.03 초과 내지 0.10％

C는, 강의 강도를 증가시키는 원소로, 235㎫ 이상의 실온에서의 항복 강도를 확보하고, 제련 부하를 경감시키기 위해서는 0.03％ 초과의 C가 필요하다. 그러나 C량이 0.10％ 초과에서는, 예를 들어 펄라이트 등의 제2상의 면적률이 증가하여, 인장 강도를 460㎫ 이하, 균일 연신율을 15％ 이상으로 하는 것이 곤란하다. 그로 인해, C량의 상한은 0.10％이다. 항복 강도, 인장 강도, 균일 연신율을 보다 확실하게 제어하기 위해서는, C량은 0.04 내지 0.08％인 것이 바람직하다.

P:≤0.05％, S:≤0.05％

P는, 불순물 원소로, 고용(固溶) 강화에 의해 고온에서의 항복 강도를 증가시켜, 인성을 열화시키므로, P를 최대한 저감시킬 필요가 있다. 그러나 P량이 0.05％ 이하에서는 그러한 악영향을 허용할 수 있으므로, P량의 상한은 0.05％이다. S도, 불순물 원소로, 강의 인성 및 연성을 열화시키므로, 최대한 저감시키는 편이 바람직하다. 그러나 S량이 0.05％ 이하에서는 그러한 악영향을 허용할 수 있으므로, S량의 상한은 0.05％이다.

Al:0.002 내지 0.1％

Al은, 본 발명에 있어서 중요한 원소로, 주로 탈산을 목적으로 하여 첨가된다. 충분한 탈산을 행하기 위해서는, Al은 0.002％ 이상 필요하다. 단, Al량이 0.1％를 초과하면, 알루미나계의 조대 산화물 및 그 클러스터가 생성되어 인성이 손상되므로, Al량의 상한은 0.1％이다. 탈산을 보다 확실하게 행하여, 인성을 보다 확보하기 위해, Al량은 0.01 내지 0.07％인 것이 바람직하다.

이상의 성분이, 본 발명의 강판의 기본 성분이다. 적어도 이들 기본 성분을 포함하는 강판을 본 발명이 목적으로 하는 충돌 에너지 흡수능이 우수한 벌버스 바우용 후강판(8㎜ 이상의 판 두께를 대상으로 함. 또한, 판 두께의 상한은 특별히 한정되지 않지만, 100㎜ 정도가 현실적임)으로서 사용할 수 있다. 또한, 강도 및 인성의 조정을 목적으로 강 중에 Si, Mn, Cu, Ni, Cr, Mo, Nb, V, Ti, B, N을 선택 원소로서 첨가할 수 있다. 이들 선택 원소는, 미량 첨가라도 강의 켄칭성을 높이므로, 결정립 미세화에 의한 강도 및 인성의 향상에 더하여, 고용 강화, 석출 강화 등의 강도 향상에 기여한다. 그 효과를 얻기 위해서는, Si량의 하한은 0.03％, Mn량의 하한은 0.1％, Cu량, Ni량, Cr량의 하한은 각각 0.02％, Mo량, Nb량, V량, Ti량의 하한은 각각 0.002％, B량의 하한은 0.0002％, N량의 하한은 0.0005％이다. 그러나 어느 선택 원소도 과잉으로 첨가되면, 베이나이트 등의 저온 변태 조직이 생성되기 쉬워, 페라이트의 면적률을 90％ 이상으로 하는 것이 곤란하다. 이 경우, 강도가 증가하여 균일 연신율이 저하되므로, 인장 강도를 460㎫ 이하, 균일 연신율을 15％ 이상으로 하는 것이 곤란하다. 그로 인해, 각각의 선택 원소의 양에 상한을 마련할 필요가 있다. 이 상한에 대해, Si량은 1％, Mn량은 1.5％, Cu량, Ni량, Cr량은 각각 0.5％, Mo량은 0.2％(0.2％를 포함하지 않음), Nb량은 0.02％, V량, Ti량은 각각 0.04％, B량은 0.002％, N량은 0.008％이다. 또한, 이 상한에 대해, 바람직하게는, Si량은 0.8％ 이하, Mn량은 1.2％ 이하, Cu량, Ni량, Cr량은 각각 0.3％ 이하, Mo량은 0.05％ 이하, Nb량은 0.01％ 이하, V량, Ti량은 각각 0.02％ 이하, B량은 0.001％ 이하, N량은 0.006％ 이하이다.

또한, Mn, Cu, Ni, Cr, Mo, Nb, V, Ti, B의 첨가시에는, 하기 수학식 1에 나타내는 탄소당량 Ceq를 0.30질량％ 이하로 할 필요가 있다. 상기 원소가 과잉으로 첨가되어 탄소당량 Ceq가 0.30질량％를 초과하는 경우에는, 전술한 바와 같이 베이나이트 등의 저온 변태 조직이 생성되기 쉬워, 페라이트의 면적률을 85％ 이상으로 하는 것이 곤란하다. 이 경우, 강도가 증가하여 균일 연신율이 저하되므로, 인장 강도를 460㎫ 이하, 균일 연신율을 15％ 이상으로 하는 것이 곤란하다. 또한, 항복 강도도 증가하므로, 피충돌선의 항복 강도보다도 충돌선의 항복 강도가 상회할 가능성이 있다. 그 경우, 충돌시에 피충돌선에의 충격력이 완화되지 않아, 그 결과, 피충돌선의 국소적인 파단 또는 파손에 의해, 파구(구멍)가 발생할 위험성이 높아진다. 또한, 벌버스 바우에 사용하는 곡률이 큰 곡판을 제조하기 위해 선형 가열 가공을 한 경우, 가열 후 수랭된 부분에 켄칭 처리되어 국소적으로 강도가 상승하여, 균일 연신율이 저하된다. 이들을 방지하기 위해, 탄소당량 Ceq가 0.30질량％ 이하일 필요가 있다. 인장 강도, 항복 강도, 균일 연신율을 보다 확실하게 제어하기 위해서는, 바람직한 탄소당량 Ceq는 0.27질량％ 이하이다. 또한, 탄소당량 Ceq는, 상기 원소의 양과 강도의 상관을 조사하여 중회귀 분석을 행함으로써 계수를 정한 식이다.

여기서, [C], [Si], [Mn], [Cu], [Ni], [Cr], [Mo], [Nb], [V], [Ti], [B], [N]은 각각, 각 원소의 첨가량(질량％)이다.

따라서, 수학식 1의 탄소당량 Ceq는, JIS에 규정되는 탄소당량 Ceq(JIS)나 국제 용접학회에 의해 규정되는 탄소당량 Ceq(IIW) 등의 규격화된 탄소당량과는 다르다(하기 수학식 2 및 3 참조).

또한, 상기 선택 원소가 불가피적 불순물로서 포함된 경우라도, 수학식 1의 탄소당량 Ceq는, 0.30질량％ 이하일 필요가 있다.

또한, 상기한 선택 원소 외에, 본 발명에 있어서는, 강판의 연성 향상 및 HAZ 인성 향상을 목적으로, 강 중에 0.0003 내지 0.005％의 Ca, 0.0003 내지 0.005％의 Mg, 0.0003 내지 0.005％의 REM을 선택 원소로서 함유해도 된다. 이들을 첨가함으로써, 연성 및 HAZ 인성이 확보된다. Ca, Mg, REM의 각각의 양이 0.003％ 미만에서는, 강판의 연성 향상 및 HAZ 인성 향상의 효과가 얻어지기 어렵다. 한편, Ca, Mg, REM 각각이 0.005％를 초과하여 첨가되면, 이들의 효과가 포화된다. 그로 인해, Ca, Mg, REM의 양은, 각각 0.0003 내지 0.005％로 하였다.

따라서, 강 중에는, 상기한 함유량의 범위에서 Si, Mn, Cu, Ni, Cr, Mo, Nb, V, Ti, B, N, Ca, Mg, REM 중 1종 이상이 선택 원소로서 포함되어도 된다.

이상과 같이, 상기 기본 성분과, 필요에 따라서 상기 선택 원소를 포함하고, 잔량부가 철 및 불가피적 불순물로 이루어지는 화학 조성을 갖는 강판이 선체용 강판으로서 사용된다.

이상과 같이, 본 실시 형태의 강판에서는, 선체 구조의 설계를 변경하는 일 없이, 벌버스 바우를 갖는 자선박의 선수가 타선박의 선복에 충돌하는 사고를 일으킨 경우에, 충돌선(자선박)에 있어서의 벌버스 바우의 밸브부 측면이 보다 균일하게 좌굴 변형됨으로써, 충돌 에너지를 효과적으로 흡수할 수 있다. 또한, 충돌 에너지를 흡수하면서 충돌면이 찌부러짐으로써, 피충돌선(타선박)의 선복의 손괴를 현저하게 저감시킬 수 있다.

이하, 본 발명의 제조 방법을 한정한 이유에 대해 일 실시 형태를 이용하여 설명한다.

우선, 상기한 적절한 화학 조성으로 조정한 용강을, 전로 등의 통상 공지의 용제 방법으로 용제하고, 연속 주조 등의 통상 공지의 주조 방법으로 강 소재(강편)를 제조한다.

다음에, 이 강 소재를 가열로에서 1000℃ 내지 1300℃의 온도로 가열하여, 강 소재의 조직을 오스테나이트 단상(γ단상)으로 한다. 가열 온도가 1000℃ 미만에서는, 강 소재의 조직이 충분히 오스테나이트 단상으로 변태되지 않고, 가열 온도가 1300℃ 초과에서는, 가열 γ 입경(이 가열에 기인하는 γ 입경)이 극단적으로 조대화된다. 이들의 경우에는, 압연 후에 미세한 조직을 얻는 것이 곤란하기 때문에 인성이 저하되거나, 켄칭성이 증가하여 단단한 제2상이 증가하기 때문에 연신율이 저하되거나 한다. 인성과 연신율을 보다 확실하게 확보하기 위해서는, 바람직한 가열 온도는 1050℃ 초과 내지 1250℃이다.

계속해서 행하는 압연이 본 발명의 가장 중요한 공정이다. 즉, A_r3 변태점 이상의 오스테나이트 단상 영역에서 제품 판 두께(최종 판 두께)까지 누적 압하율 30 내지 98％의 압연을 행하는 것이 필요하다.

우선, A_r3 변태점 이상의 오스테나이트 단상 영역에서 압연을 행하는 이유는, A_r3 변태점 미만의 2상 영역 압연에 의해 페라이트로 전위가 도입되면, 균일 연신율이 현저하게 저하되어, 균일 연신율을 15％ 이상으로 하는 것이 곤란하기 때문이다. 또한, 전위가 도입된 페라이트와 전위가 도입되어 있지 않은 페라이트의 계면이 취성 파괴의 기점으로 되기 쉬워 인성을 저하시키므로, 2상 영역 압연을 피할 필요가 있다. 또한, 2상 영역 압연을 행한 경우, 집합 조직의 발달에 의해 세퍼레이션이 발생하기 쉬워지므로, 0℃에서의 샤르피 평균 흡수 에너지를 100J 이상 확보하는 것이 곤란해진다. 또한, 이 경우에는, 강판의 이방성이 커지므로, 충돌시에 벌버스 바우를 균일하게 좌굴 변형시켜, 벌버스 바우에 에너지를 흡수시키는 것이 곤란해진다. 이상으로부터, A_r3 변태점 이상의 오스테나이트 단상 영역에서 압연을 행한다. 또한, 압연 온도의 상한은 특별히 한정하는 것은 아니지만, 상기 가열로에서의 가열 온도가 1300℃이므로 1300℃로 설정할 수 있다. 그러나 2상 영역보다도 높은 온도에 있어서의 압연 온도 영역을 충분히 확보하여 오스테나이트의 재결정립을 효율적으로 미세화하기 위해서는, 가능한 한 온도가 높은 쪽이 바람직하다. 그러나 가열로로부터 압연 개시까지의 온도 저하를 생각하면, (가열 온도-50)℃ 정도를 압연 온도의 상한으로서 설정할 수 있다.

다음에, 30 내지 98％의 누적 압하율로 압연을 행하는 이유에 대해 설명한다. 30％ 미만의 누적 압하율로는, 재결정에 의한 오스테나이트의 미립화가 불충분하여, 그 후의 냉각에 의한 결정 입경의 제어가 곤란해진다. 결정 입경을 보다 용이하게 제어하기 위해서는, 압연의 누적 압하율은, 바람직하게는 50％ 이상이고, 보다 바람직하게는 70％ 이상이다. 또한, 98％를 초과하는 누적 압하율에 의한 압연을 행한 경우에는, 결정립 미세화 효과가 거의 포화되어 있어, 압연 생산성의 저하를 초래한다. 그로 인해, 누적 압하율의 상한을 98％로 하였다. 보다 압연 생산성을 확보하기 위해, 누적 압하율의 상한은 95％인 것이 바람직하다.

상기한 압연 후, 이하의 냉각 조건(제1 냉각 조건, 제2 냉각 조건, 제3 냉각 조건) 중 어느 하나의 조건에서 냉각을 행할 필요가 있다. 제1 냉각 조건에서는, 760℃ 이상의 냉각 개시 온도로부터, 판 두께 평균 1 내지 50℃/s의 냉각 속도로, 400 내지 650℃의 온도(냉각 정지 온도)까지 가속 냉각을 행한 후 공냉을 행한다. 또한, 제2 냉각 조건에서는, 760℃ 이상의 냉각 개시 온도로부터, 판 두께 평균 1 내지 50℃/s의 냉각 속도로, 400℃ 미만의 온도(냉각 정지 온도)까지 가속 냉각을 행한 후 400 내지 650℃의 온도(템퍼링 온도)에서 템퍼링을 행한다. 또한, 제3 냉각 조건에서는, 공냉에 의한 냉각을 행한다. 일반적으로는, 공냉에는 정지 대기 중의 자연 냉각과, 인공적으로 일으킨 바람(공기)에 의한 강제 냉각의 2종류 있다. 여기서는, 통판(通板)하면서 행하는 것도 포함하는, 정지 대기중에서의 자연 냉각으로 하였다.

제1 냉각 조건에 대해, 냉각 개시 온도가 760℃ 미만에서는, 냉각 전에 변태에 의해 페라이트가 생성되어 성장해 버리므로, 냉각에 의한 결정 입경의 제어가 곤란해진다. 또한, 이 경우에는, 오스테나이트 중에 C가 농축되어 켄칭성이 높아지므로, 냉각 후에 단단한 제2상이 생성되어 연신율이 저하되어 버린다. 그로 인해, 냉각 개시 온도는 760℃일 필요가 있다. 결정 입경을 보다 용이하게 제어하면서 충분한 연신율을 확보하기 위해, 냉각 개시 온도는 770℃ 이상인 것이 바람직하다.

또한, 제1 냉각 조건에 대해, 가속 냉각시의 냉각 속도를 판 두께 평균 1 내지 50℃/s로 한 이유에 대해 설명한다. 가속 냉각시의 냉각 속도가 1℃/s 미만에서는, 냉각의 제어가 곤란하기 때문에, 균일한 냉각을 행할 수 없어, 판 형상이 열화되거나, 재질이 변동된다. 그로 인해, 가속 냉각시의 냉각 속도의 하한은 1℃/s이다. 또한, 가속 냉각시의 냉각 속도가 50℃/s를 초과하면, 결정 입경이 5㎛ 미만으로 되어 지나치게 미세해지므로, 15％ 이상의 균일 연신율을 확보하는 것이 곤란해진다. 그로 인해, 가속 냉각시의 냉각 속도의 상한은, 50℃/s이다. 보다 용이하게 냉각의 제어를 행하여, 보다 높은 균일 연신율을 확보하기 위해서는, 가속 냉각시의 냉각 속도는 판 두께 평균 5 내지 40℃/s인 것이 바람직하다.

또한, 제1 냉각 조건에 대해, 400 내지 650℃의 온도(가속 냉각 정지 온도)까지 가속 냉각하는 이유에 대해 설명한다. 가속 냉각 정지 온도가 650℃를 초과하는 경우에는, 냉각 정지 후의 결정립 성장에 의해, 냉각에 의한 결정립 미세화 효과가 소실된다. 그로 인해, 가속 냉각 정지 온도의 상한은 650℃이다. 또한, 400℃ 미만의 천이 비등 영역에서 가속 냉각을 정지하면, 균일한 냉각을 행할 수 없어 재질에 변동이 발생하므로, 벌버스 바우를 균일하게 변형시키는 것이 곤란한 동시에 판 형상을 현저하게 열화시키고, 또한 이 경우에는, 펄라이트 또는 베이나이트를 생성시킬 수 없어, 15％ 이상의 균일 연신율을 확보하는 것이 곤란하다. 덧붙여, 페라이트 입자 내에 시멘타이트 입자가 개수 밀도로 50000개/㎟ 초과 생성되어, 균일 연신율이 저하되는 경우도 있다. 그로 인해, 가속 냉각 정지 온도의 하한은 400℃이다. 결정립 미세화 효과를 높여, 보다 높은 균일 연신율을 확보하기 위해서는, 가속 냉각 정지 온도의 범위는, 450 내지 600℃인 것이 바람직하다.

상기 가속 냉각을 400℃ 미만의 온도까지 행해도 되지만, 이 경우에는, 가속 냉각 후, 400 내지 650℃의 온도에서 템퍼링을 행할 필요가 있다(제2 냉각 조건). 이 이유는, 400℃ 미만에서의 냉각 정지에 기인하여 발생하는 재질의 변동 및 판 형상의 열화, 균일 연신율의 열화를 템퍼링에 의해 회복시키기 위함이다. 따라서, 그 효과를 얻기 위해서는, 템퍼링 온도를 400℃ 이상으로 할 필요가 있다. 또한, 650℃를 초과하는 템퍼링 온도에서는, 결정립의 조대화에 수반되는 연화가 진행되어, 항복 강도 및 인성의 확보가 곤란해지는 경우가 있다. 또한, 페라이트 입자 내에 시멘타이트 입자가 개수 밀도로 50000개/㎟ 초과 생성된 경우라도, 이 템퍼링에 의해 시멘타이트 입자를 감소시켜, 균일 연신율을 개선할 수 있다. 그로 인해, 템퍼링 온도의 상한은 650℃이다. 균일 연신율, 항복 강도, 인성을 보다 확실하게 확보하기 위해서는, 템퍼링 온도를 450 내지 600℃로 하는 것이 바람직하다. 또한, 템퍼링 후의 냉각은, 공냉으로 하는 것이 바람직하다.

또한, 상기한 바와 같이 결정 입경을 5 내지 40㎛로 제어하여 15％ 이상의 균일 연신율을 확보하기 위해서는, 수랭하지 않고 공냉해도 된다(제3 냉각 조건). 이 공냉의 경우에는, 균일 냉각을 용이하게 행할 수 있어, 재질 변동이 작고, 판 형상도 양호하다. 또한, 공냉은, 페라이트 조직을 충분히 확보하는 것이 가능해지는 점에서는 바람직하지만, 냉각 시간이 길어져 생산성이 저하된다. 이로 인해, 생산성에 충분한 여유가 있는 경우에는, 공냉을 선택하는 것이 바람직하다.

그러나 생산성과 어느 정도의 켄칭성을 양립하면서 모재의 충격 특성 및 모재의 강도를 확보하기 위해, 제1 냉각 방법 또는 제2 냉각 방법에 의해 냉각을 행하는 것이 바람직하다.

이상과 같이, 본 실시 형태에 따르면, 선체 구조의 설계를 변경하는 일 없이, 충돌 에너지를 효과적으로 흡수하여, 피충돌선의 선복의 손괴를 현저하게 저감시킬 수 있는 벌버스 바우용 후강판을 제조할 수 있다. 즉, 본 실시 형태에 의해 제조된 후강판은, 벌버스 바우를 갖는 자선박의 선수가 타선박의 선복에 충돌하는 사고를 일으킨 경우에, 충돌선(자선박)에 있어서의 벌버스 바우의 밸브부 측면이 보다 균일하게 좌굴 변형됨으로써, 충돌 에너지를 효과적으로 흡수할 수 있다. 또한, 본 실시 형태에 의해 제조된 후강판은, 충돌 에너지를 흡수하면서 충돌면이 찌부러짐으로써, 피충돌선(타선박)의 선복의 손괴를 현저하게 저감시킬 수 있다.

실시예

제강 공정에 있어서 용강의 화학 성분 조정을 행한 후, 연속 주조에 의해 주조편을 제조하였다. 이들 주조편의 화학 성분을 표 1 및 표 2에 나타낸다. 여기서, A_r3 변태점은, 이들 주조편으로부터 채취한 포마스터 시험편을 사용하여, 1200℃의 오스테나이트화 처리를 행한 후, 0.5℃/s로 냉각하는 열이력을 부여하여 얻어지는 열팽창 곡선으로부터 구해져 있다. 표 1 및 표 2의 주조편을 사용하여 판 두께 8 내지 30㎜의 후강판(강판)을 제조하였다. 표 3에 각 후강판의 제조 조건을 나타낸다. 또한, 표 3 중에 있어서의 가속 냉각에서는, 수랭에 의해 냉각 속도를 제어하였다.

표 4에 각 강판의 마이크로 조직(무가공 페라이트, 가공 페라이트, 제2상)의 면적률, 페라이트상의 평균 결정 입경, 페라이트 입자 내의 시멘타이트 입자의 개수 밀도를 나타낸다. 각 강판의 마이크로 조직의 면적률 및 페라이트상의 평균 결정 입경은, 중심 편석을 포함하지 않는 판 두께 중심 위치로부터 얻어진 측정값이며, 이들의 측정값을 각 강판의 대표값으로 하였다. 마이크로 조직의 면적률은, 100배, 또는 500배의 광학 현미경 사진을 이용하여 화상 해석에 의해 측정되었다. 이때, 압연 방향으로 연신된 가공 페라이트와, 무가공 페라이트를 구별하기 위해, 페라이트 입자의 압연 방향의 치수와 판 두께 방향의 치수를 측정하였다. 페라이트 입자의 압연 방향의 길이를 페라이트 입자의 판 두께 방향의 길이로 나눈 값(어스펙트비)이 1.5 이상인 페라이트를 가공 페라이트, 어스펙트비가 1.5 미만인 페라이트를 무가공 페라이트라고 정의하였다. 페라이트상의 평균 결정 입경은, 마이크로 조직의 면적률을 측정한 광학 현미경 사진을 이용하여, JIS G 0551(2005년)의 「강-결정 입도의 현미경 시험 방법」에 준거하여 측정되었다. 페라이트 입자 내의 시멘타이트 입자의 개수 밀도는, 주사형 전자 현미경을 사용하여, 페라이트 입자 내에 포함되는 영역에 대해, 20000배로 5시야의 사진 촬영을 행하여 시멘타이트 입자의 개수를 카운트하고, 전체 사진 면적으로 나눔으로써 구해졌다.

표 5에 각 후강판의 기계적 성질과 에너지 흡수량을 나타낸다. 인장 특성(항복 강도, 인장 강도, 균일 연신율)은, 전체 두께 시험편을 사용하여 측정되고, 샤르피 충격 특성은, 판 두께 중심부로부터 채취한 시험편을 사용하여 측정되고, 이들의 측정값을 각 강판의 대표값으로 하였다. 항복 강도, 인장 강도, 균일 연신율은, JIS 1B호 인장 시험편[JIS Z 2201(1998) 참조]을 사용하여, JIS Z 2241(1998년)의 「금속 재료 인장 시험 방법」에 준거한 인장 시험에 의해 측정되었다. 이 인장 시험에서는, 각 2개의 상기 인장 시험편을 시험하고, 그들의 측정값의 평균을 표 5 중에 기재하였다. 0℃에서의 샤르피 평균 흡수 에너지는, 2㎜ V 노치 샤르피 충격 시험편을 사용하여, JIS Z 2242(2005년)의 「금속 재료의 샤르피 충격 시험 방법」에 준거한 샤르피 충격 시험에 의해 측정되었다. 이 샤르피 충격 시험에서는, 0℃에서 각 3개의 상기 샤르피 충격 시험편을 시험하고, 그들의 측정값의 평균을 표 5 중에 기재하였다. 에너지 흡수량은, 일반적으로 응력-변형 곡선의 면적으로 구해진다. 그러나 여기서는, 상기에서 구한 인장 특성을 이용하여, 이하의 수학식 4에서 에너지 흡수량을 근사적으로 구하여, 에너지 흡수능을 평가하였다.

여기서, EA는 에너지 흡수량(㎫), YS는 항복 강도(㎫), TS는 인장 강도(㎫), uEL은 균일 연신율(-)이다.

강 번호 1 내지 20은, 본 발명의 후강판의 실시예이다. 표 1에 나타내는 화학 성분 및 표 3에 나타내는 제조 방법이 본 발명의 조건을 만족시키고 있으므로, 표 4에 나타내는 마이크로 조직이 본 발명의 조건을 만족시키고 있었다. 그로 인해, 강 번호 1 내지 20에서는, 표 5에 나타내는 기계적 성질이 본 발명의 조건을 만족시키고 있었다. 이 결과, 강 번호 1 내지 20의 에너지 흡수능은, 후술하는 비교예의 에너지 흡수능보다도 우수해, 이들 강 번호 1 내지 20의 후강판의 특성은, 충돌시에 피충돌선의 손상을 효과적으로 방지할 수 있는 완충 효과를 구비한 벌버스 바우용 후강판으로서 충분했다. 또한, 이들 실시예 중에서도, 강 번호 1 내지 8, 11 내지 15, 17, 18, 20의 후강판의 제조 방법에서는, 압연 후에 가속 냉각을 행하였으므로, 강 번호 9, 10, 16, 19의 후강판의 제조 방법에 비해 제조 시간을 크게 단축할 수 있었다. 또한, 벌버스 바우용 후강판으로서 강판을 사용하는 경우에는, 표 5에 있어서 에너지 흡수량이 60㎫ 이상일 필요가 있다.

이에 대해, 강 번호 21 내지 37은 후강판의 비교예이다. 이 중, 강 번호 21 내지 27은, 표 2에 나타내는 바와 같이 화학 성분은 본 발명의 조건을 만족시키고 있지만, 표 3의 제조 방법이 본 발명의 조건을 만족시키고 있지 않으므로, 마이크로 조직이 본 발명의 조건을 만족시키고 있지 않았다. 또한, 강 번호 28 내지 32는, 제조 방법은 본 발명의 조건을 만족시키고 있지만, 화학 성분이 본 발명의 조건을 만족시키고 있지 않았다. 그리고 강 번호 33 내지 37은, 화학 성분, 제조 방법 모두 본 발명의 조건을 만족시키고 있지 않았다.

이하에, 후강판의 비교예가 본 발명의 후강판보다 떨어지는 이유를 설명한다.

강 번호 21에서는, 제조 방법에 있어서, A_r3 변태점 미만의 온도까지 압연을 행하고 있었다. 즉, 이 강 번호 21에서는, 2상 영역 압연을 행하고 있었다. 그것에 수반하여, 냉각 개시 온도가 760℃ 미만이었다. 그로 인해, 무가공 페라이트의 면적률이 85％ 미만이고, 균일 연신율이 15％ 미만이었다. 따라서, 강 번호 21의 에너지 흡수량은, 강 번호 1 내지 20의 에너지 흡수량보다 떨어져 있었다. 또한, 샤르피 평균 흡수 에너지는, 세퍼레이션이 발생하였으므로, 100J 미만이었다. 그로 인해, 강 번호 21의 강판을 벌버스 바우에 적용한 경우에는, 충돌시에 벌버스 바우에 취성 파괴가 발생하여, 좌굴 변형에 의한 에너지 흡수를 할 수 없을 가능성이 있다. 따라서, 강 번호 21의 강판을 충돌 에너지 흡수능이 우수한 강판으로서 사용하는 것은 곤란하다.

강 번호 22에서는, 제조 방법에 있어서, 냉각 속도가 50℃/s보다 컸다. 그로 인해, 페라이트 결정 입경이 5㎛ 미만이고, 균일 연신율이 15％ 미만이었다. 또한, 냉각 정지 온도가 400℃ 미만이며, 템퍼링을 행하지 않았다. 그로 인해, 시멘타이트 입자의 개수 밀도가 50000개/㎟보다도 컸다. 이것도 균일 연신율이 15％ 미만이었던 원인이다. 이상의 결과로부터, 강 번호 22의 에너지 흡수량이 강 번호 1 내지 20의 에너지 흡수량보다 떨어져 있었다.

강 번호 23에서는, 제조 방법에 있어서, 냉각 개시 온도가 760℃ 미만이었다. 그로 인해, 오스테나이트 중에 탄소가 농축되어, 켄칭성이 극단적으로 향상되었다. 그로 인해, 냉각 중에 페라이트가 생성되기 어려워, 제2상으로서 펄라이트 또는 베이나이트가 아닌, 단단한 마르텐사이트가 10％ 초과 생성되어 있었다. 따라서, 인장 강도가 460㎫를 초과하고 있고, 또한 균일 연신율이 15％ 미만이었다. 또한, 샤르피 평균 흡수 에너지도, 100J 미만이었다. 이상으로부터, 강 번호 23의 에너지 흡수량이 강 번호 1 내지 20의 에너지 흡수량보다 떨어져 있어, 강 번호 23의 강판은 충돌 에너지 흡수능이 우수한 강판으로서 부적합하다.

강 번호 24에서는, 제조 방법에 있어서, 가열 온도가 1300℃를 초과하고 있었다. 그로 인해, 가열 오스테나이트 입자가 조대화되어, 냉각 후의 페라이트의 결정 입경이 40㎛보다 커져 있었다. 그 결과, 항복 강도가 235㎫ 미만, 샤르피 흡수 에너지가 100J 미만이었다. 강 번호 24의 에너지 흡수량은, 강 번호 1 내지 20의 에너지 흡수량과 동등하지만, 구조용 강으로서의 강 번호 24의 특성은, 강 번호 1 내지 20의 특성보다도 떨어져 있었다. 따라서, 강 번호 24의 강판은, 벌버스 바우용 충돌 에너지 흡수능이 우수한 강판으로서 사용하는 것은 곤란하다.

강 번호 25에서는, 제조 방법에 있어서, 700℃에서 템퍼링을 행하였다. 그로 인해, 페라이트의 결정 입경이 40㎛보다 커지고, 항복 강도가 235㎫ 미만, 샤르피 흡수 에너지가 100J 미만이었다. 강 번호 24와 마찬가지로, 강 번호 25의 에너지 흡수량은, 강 번호 1 내지 20의 에너지 흡수량과 동등하지만, 구조용 강으로서의 강 번호 25의 특성은, 강 번호 1 내지 20의 특성보다도 떨어져 있었다. 따라서, 강 번호 25의 강판은, 벌버스 바우용 충돌 에너지 흡수능이 우수한 강판으로서 사용하는 것은 곤란하다.

강 번호 26 및 27에서는, 제조 방법에 있어서, 냉각 정지 온도가 400℃ 미만이었다. 이 경우에는, 템퍼링을 적정하게 행하는 것이 필요하지만, 강 번호 26에서는 템퍼링이 행해져 있지 않고, 강 번호 27에서는 템퍼링 온도가 400℃ 미만이었다. 그로 인해, 페라이트 입자 내의 시멘타이트 입자의 개수 밀도가 50000개/㎟보다도 컸다. 그 결과, 균일 연신율이 15％ 미만으로 저하되었으므로, 강 번호 26 및 27의 에너지 흡수량은, 강 번호 1 내지 20의 에너지 흡수량보다도 떨어져 있었다.

강 번호 28에서는, 화학 성분에 있어서, C량이 0.10％를 초과하고 있었다. 따라서, 무가공 페라이트의 면적률이 85％ 미만으로 되고, 반대로 제2상의 면적률이 증가하였다. 그로 인해, 인장 강도가 460㎫보다도 커지고, 또한 균일 연신율이 15％ 미만이었다. 이로 인해, 강 번호 28의 에너지 흡수량이 강 번호 1 내지 20의 에너지 흡수량보다도 떨어져 있었다.

강 번호 29에서는, 화학 성분에 있어서, C량이 0.03％ 이하였다. 이 강 번호 29에서는, 켄칭성이 극단적으로 저하되어 있으므로, 페라이트의 결정 입경이 40㎛ 초과까지 조대화되었다. 그 결과, 항복 강도가 235㎫ 미만이고, 샤르피 흡수 에너지가 100J 미만이었다. 강 번호 29의 에너지 흡수량은, 강 번호 1 내지 20의 에너지 흡수량과 동등하지만, 강 번호 29는 구조용 강으로서 필요한 특성을 만족시키고 있지 않다.

강 번호 30에서는, 화학 성분에 있어서, Mn량이 1.5％ 초과, Nb량이 0.02％ 초과, V량이 0.04％ 초과, 또한 탄소당량이 0.30％ 초과였다. 또한, 강 번호 31에서는, 화학 성분에 있어서, Ni량이 0.5％ 초과, Mo량이 0.2％ 이상 및 탄소당량이 0.30％ 초과였다. 그로 인해, 이들 강 번호 30 및 31에서는, 무가공 페라이트의 면적률이 85％ 미만으로 되고, 제2상의 면적률이 증가하였다. 그 결과, 인장 강도가 460㎫보다도 커지고, 또한 균일 연신율이 15％ 미만이었다. 따라서, 강 번호 30 및 31의 에너지 흡수량은, 강 번호 1 내지 20의 에너지 흡수량보다도 떨어져 있었다.

강 번호 32에서는, 화학 성분에 있어서, Si량이 1％ 초과, Cr량이 0.5％ 초과였다. 그 결과, 무가공 페라이트의 면적률이 85％ 미만으로 되고, 제2상 면적률이 증가하였다. 그로 인해, 이 강 번호 32에서는, 균일 연신율이 15％ 미만이고, 강 번호 32의 에너지 흡수량은 강 번호 1 내지 20의 에너지 흡수량보다도 떨어져 있었다. 또한, 과잉으로 합금이 첨가되었으므로, 샤르피 흡수 에너지가 100J 미만까지 저하되어 있어, 구조용 강으로서의 특성도 만족시키고 있지 않았다.

강 번호 33에서는, 화학 성분에 있어서, C량이 0.1％ 초과, Cu량 및 Ni량이 0.5％ 초과, 또한 탄소당량이 0.30％ 초과이며, 제조 방법에 있어서, 2상 영역 압연이 행해졌다. 그로 인해, 무가공 페라이트의 면적률이 85％ 미만으로 되고, 인장 강도가 460㎫보다도 커지고, 또한 균일 연신율이 15％ 미만이었다. 그 결과, 강 번호 33의 에너지 흡수량은, 강 번호 1 내지 20의 에너지 흡수량보다도 현저하게 떨어져 있었다. 또한, 2상 영역 압연에 의해 가공 페라이트가 증가하였으므로, 샤르피 흡수 에너지도 100J 미만이었다. 따라서, 취성 파괴의 위험성이 높아지므로, 강 번호 33의 강판은 벌버스 바우용 후강판으로서는 부적합하다.

강 번호 34에서는, Mo량이 0.2％ 이상이고, 탄소당량이 0.30％ 초과였다. 또한, 제조 방법에 있어서, 가열 온도가 1300℃보다도 높았다. 켄칭성이 높은 화학 성분에 더하여, 가열 오스테나이트 입자가 조대화된 상태에서, 과잉의 켄칭이 행해지므로, 무가공 페라이트의 면적률이 85％ 미만으로 되고, 제2상의 면적률이 증가하였다. 그 결과, 강 번호 34에서는, 균일 연신율이 15％ 미만으로 되고, 강 번호 34의 에너지 흡수량은, 강 번호 1 내지 20의 에너지 흡수량보다도 떨어져 있었다.

강 번호 35에서는, 화학 성분에 있어서 C량이 0.03％ 이하이고, 제조 방법에 있어서 냉각 개시 온도가 760℃ 미만이었다. 켄칭성이 극단적으로 부족한 화학 성분에 더하여, 적절한 냉각이 행해져 있지 않으므로, 페라이트의 결정 입경은 40㎛ 초과까지 조대화되었다. 그것에 수반하여, 항복 강도가 235㎫ 미만이고, 샤르피 흡수 에너지가 100J 미만이었다. 이 강 번호 35의 에너지 흡수량은, 강 번호 1 내지 20의 에너지 흡수량과 동등하지만, 강 번호 35의 강판은, 벌버스 바우용 후강판으로서의 특성을 겸비하고 있지 않다.

강 번호 36에서는, 화학 성분에 있어서 Ti량이 0.04％ 초과이고, 제조 방법에 있어서 템퍼링 온도가 650℃ 초과였다. 그 결과, 페라이트의 결정 입경이 40㎛ 초과까지 조대화된 것에 더하여, TiC의 석출 취화에 의해 샤르피 흡수 에너지가 현저하게 저하되어, 100J 미만으로 되었다. 이 경우, 강도 및 연신율로부터 산출된 에너지 흡수량이 높아도, 충돌시의 벌버스 바우의 변형시에 취성 파괴가 발생할 위험성이 높기 때문에, 좌굴 변형에 수반되는 충분한 에너지 흡수는 도저히 기대할 수 없다.

강 번호 37에서는, 화학 성분에 있어서 C량이 0.10％ 초과이고, Si량이 1％ 초과이고, Mn량이 1.5％ 초과이고, Mo량이 0.2％ 이상이고, B량이 0.002％ 초과이고, 또한 탄소당량이 0.30％였다. 또한, 이 강 번호 37에서는, 제조 방법에 있어서 냉각 속도가 50℃/s보다도 컸다. 이로 인해, 과잉의 켄칭이 행해져, 무가공 페라이트의 면적률이 85％ 미만으로 되고, 페라이트 결정 입경이 5㎛ 미만으로 되었다. 그 결과, 인장 강도가 대폭으로 460㎫를 상회하고, 또한 균일 연신율도 15％를 대폭으로 하회하고 있었다. 그 결과, 강 번호 37의 에너지 흡수량은, 강 번호 1 내지 20의 에너지 흡수량보다도 떨어져 있었다. 또한, 샤르피 흡수 에너지도 100J 미만으로, 강 번호 37의 강판은 벌버스 바우용 후강판으로서 적용하는 것은 곤란하다.

이상의 실시예로부터, 본 발명을 적용함으로써 충돌 에너지 흡수능이 우수한 벌버스 바우용 후강판 및 그 제조 방법을 제공할 수 있는 것이 확인되었다. 이 후강판을 벌버스 바우에 사용한 경우에는, 선체 구조의 설계를 변경하는 일 없이, 벌버스 바우를 갖는 선박(충돌선)의 선수가 타선박(피충돌선)의 선복에 충돌하는 사고를 일으킨 경우에, 충돌선에 있어서의 벌버스 바우의 벌브부 측면이 보다 균일하게 좌굴 변형됨으로써, 충돌 에너지를 효과적으로 흡수시킬 수 있어, 충돌 에너지를 흡수하면서 충돌면이 찌부러짐으로써 피충돌선의 선복의 손괴를 현저하게 저감시킬 수 있다.

또한, 본 발명은 상술한 실시 형태에 한정되는 것은 아니며, 본 발명의 주지를 일탈하지 않는 범위 내에서 다양하게 변경하여 실시하는 것이 가능하다.

선체 구조 설계의 변경을 발생시키는 일 없이, 선박끼리의 충돌시에 피충돌선의 손상을 효과적으로 방지할 수 있는 완충 효과를 구비한 선수 구조용 후강판 및 그 제조 방법을 제공할 수 있다.

10 : 충돌선
10a : 벌버스 바우
10b : 벌브 부분
11 : 피충돌선
11a : 피충돌선의 선복

Claims (7)

1. 질량％로,
   C:0.03 초과 내지 0.10％,
   P:≤0.05％,
   S:≤0.05％,
   Al:0.002 내지 0.1％
   를 함유하고, 잔량부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지는 화학 성분을 갖고,
   페라이트를 포함하고, 펄라이트, 베이나이트 중 1종 이상으로 이루어지는 마이크로 조직을 갖고, 상기 마이크로 조직 중의 무가공 페라이트의 면적률이 85％ 이상, 상기 무가공 페라이트의 평균 결정 입경이 5 내지 40㎛이고, 상기 페라이트의 입자 내의 시멘타이트 입자가 개수 밀도로 50000개/㎟ 이하이고, 항복 강도가 235㎫ 이상, 인장 강도가 460㎫ 이하, 균일 연신율이 15％ 이상, 0℃에서의 샤르피 평균 흡수 에너지가 100J 이상인 것을 특징으로 하는, 선체용 후강판.
2. 제1항에 있어서, 질량％로,
   Si:0.03 내지 1％,
   Mn:0.1 내지 1.5％,
   Cu:0.02 내지 0.5％,
   Ni:0.02 내지 0.5％,
   Cr:0.02 내지 0.5％,
   Mo:0.002 내지 0.2％ 미만,
   Nb:0.002 내지 0.02％,
   V:0.002 내지 0.04％,
   Ti:0.002 내지 0.04％,
   B:0.0002 내지 0.002％,
   N:0.0005 내지 0.008％,
   Ca:0.0003 내지 0.005％,
   Mg:0.0003 내지 0.005％,
   REM:0.0003 내지 0.005％
   중 1종 이상을 상기 화학 성분으로서 함유하고, 또한 탄소당량 Ceq가 0.30％ 이하인 것을 특징으로 하는, 선체용 후강판.
   단, Ceq＝[C]＋[Si]/24＋[Mn]/6＋([Cu]＋[Ni])/15＋([Cr]＋[V])/10＋([Mo]＋[Nb])/5＋[Ti]/20＋[B]/3＋[N]/8임.
   여기서, [C], [Si], [Mn], [Cu], [Ni], [Cr], [V], [Mo], [Nb], [Ti], [B], [N]은, 각각 C, Si, Mn, Cu, Ni, Cr, V, Mo, Nb, Ti, B, N의 질량％로의 함유량임.
3. 제2항에 있어서, 질량％로,
   상기 탄소당량 Ceq가 0.27％ 이하인 것을 특징으로 하는, 선체용 후강판.
4. 제1항 또는 제2항에 있어서, 항복비가 0.70 이상인 것을 특징으로 하는, 선체용 후강판.
5. 제1항 내지 제3항 중 어느 한 항에 기재된 화학 성분을 갖는 강편을, 1000 내지 1300℃로 가열하고,
   A_r3 변태점 이상의 오스테나이트 단상 영역에서 제품 판 두께까지 누적 압하율 30 내지 98％의 압연을 행하고,
   760℃ 이상의 냉각 개시 온도로부터 판 두께 평균 1 내지 50℃/s의 냉각 속도로 400 내지 650℃의 온도까지 가속 냉각을 행한 후, 공냉을 행하는 것을 특징으로 하는, 선체용 후강판의 제조 방법.
6. 제1항 내지 제3항 중 어느 한 항에 기재된 화학 성분을 갖는 강편을, 1000 내지 1300℃로 가열하고,
   A_r3 변태점 이상의 오스테나이트 단상 영역에서 제품 판 두께까지 누적 압하율 30 내지 98％의 압연을 행하고,
   760℃ 이상의 냉각 개시 온도로부터 판 두께 평균 1 내지 50℃/s의 냉각 속도로 400℃ 미만의 온도까지 가속 냉각을 행한 후, 400 내지 650℃의 온도에서 템퍼링을 행하는 것을 특징으로 하는, 선체용 후강판의 제조 방법.
7. 제1항 내지 제3항 중 어느 한 항에 기재된 화학 성분을 갖는 강편을, 1000 내지 1300℃로 가열하고,
   A_r3 변태점 이상의 오스테나이트 단상 영역에서 제품 판 두께까지 누적 압하율 30 내지 98％의 압연을 행하고,
   공냉을 행하는 것을 특징으로 하는, 선체용 후강판의 제조 방법.
   

Images