KR20140042105A

KR20140042105A - 원유탱크용 강재 및 그 제조 방법

Info

Publication number: KR20140042105A
Application number: KR1020120108410A
Authority: KR
Inventors: 박병준; 고상기; 권승오; 이동진; 황성두
Original assignee: 현대제철 주식회사
Priority date: 2012-09-27
Filing date: 2012-09-27
Publication date: 2014-04-07

Abstract

합금 성분 조절 및 공정 조건 제어를 통하여 모재부와 용접부 사이의 갈바닉 부식 저항성을 향상시켜 수명을 증대시킬 수 있는 원유탱크용 강재 및 그 제조 방법에 대하여 개시한다.
본 발명에 따른 원유탱크용 강재 제조 방법은 (a) 중량%로, C : 0.03 ~ 0.15%, Si : 0.1 ~ 0.6%, Mn : 0.5 ~ 1.8%, P : 0.02% 이하, S : 0.01% 이하, Ni : 0.1 ~ 1.0%, Mo : 0.01 ~ 1.00%, Al : 0.01 ~ 0.10%, Cu : 0.1 ~ 0.5%, Ti : 0.005 ~ 0.050%, Nb : 0.005 ~ 0.050%, V : 0.01 ~ 0.10%, B : 0.0001 ~ 0.0050%, N : 0.010% 이하 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어지는 슬라브 판재를 SRT(Slab Reheating Temperature)는 1050 ~ 1200℃로 재가열하는 단계; (b) 상기 재가열된 판재를 오스테나이트 재결정 영역에서 1차 압연하는 단계; (c) 상기 1차 압연된 판재를 FRT(Finishing Rolling Temperature) : 800 ~ 850℃ 조건으로 2차 압연하는 단계; 및 (d) 상기 2차 압연된 판재를 냉각종료온도 : 500 ~ 550℃까지 냉각하는 단계;를 포함하는 것을 특징으로 한다.

Description

원유탱크용 강재 및 그 제조 방법{STEEL FOR CARGO OIL TANK AND METHOD OF MANUFACTURING THE SAME}

본 발명은 원유탱크용 강재 및 그 제조 방법에 관한 것으로, 보다 상세하게는 합금 성분 조절 및 공정 조건 제어를 통하여 모재부와 용접부 사이의 갈바닉 부식 저항성을 향상시켜 수명을 증대시킬 수 있는 원유탱크용 강재 및 그 제조 방법에 관한 것이다.

최근 초대형 원유탱크선에서 우수한 저온인성을 갖는 강재를 요구하는 수요가 증가하고 있으며, 그 적용 두께 또한 점차 증가하고 있는 추세이다.

이러한 초대형 원유탱크선을 건조하는 데 사용되는 강재는 사용 환경에 따라 충격인성 보증 온도가 0 ~ -60℃로 다양하게 요구되고 있다.

또한, 원유탱크선을 건조하는 과정에서 고내식성을 가지지 못할 경우, 용접부와 모재부 간의 전위차로 인해 갈바닉 셀을 형성하여 용접부에 부식이 집중될 수 있다.

관련 선행문헌으로는 대한민국 등록특허공보 제10-0643361호(2006.11.10. 공고)가 있으며, 상기 문헌에는 저 항복비 석출강화형 라인파이프 강재의 제조방법 및 이 방법에 의해 제조된 강재가 기재되어 있다.

본 발명의 목적은 합금 성분 조절 및 공정 조건 제어를 통하여 모재부와 용접부 사이의 갈바닉 부식 저항성을 향상시켜 수명을 증대시킬 수 있는 원유탱크용 강재를 제조하는 방법을 제공하는 것이다.

본 발명의 다른 목적은 상기 방법으로 제조되어, 맞대기 용접 후 우수한 갈바닉 부식 저항성을 확보함으로써, 원유탱크용으로 활용하기에 적합한 강재를 제공하는 것이다.

상기 목적을 달성하기 위한 본 발명의 실시예에 따른 원유탱크용 강재 제조 방법은 (a) 중량%로, C : 0.03 ~ 0.15%, Si : 0.1 ~ 0.6%, Mn : 0.5 ~ 1.8%, P : 0.02% 이하, S : 0.01% 이하, Ni : 0.1 ~ 1.0%, Mo : 0.01 ~ 1.00%, Al : 0.01 ~ 0.10%, Cu : 0.1 ~ 0.5%, Ti : 0.005 ~ 0.050%, Nb : 0.005 ~ 0.050%, V : 0.01 ~ 0.10%, B : 0.0001 ~ 0.0050%, N : 0.010% 이하 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어지는 슬라브 판재를 SRT(Slab Reheating Temperature)는 1050 ~ 1200℃로 재가열하는 단계; (b) 상기 재가열된 판재를 오스테나이트 재결정 영역에서 1차 압연하는 단계; (c) 상기 1차 압연된 판재를 FRT(Finishing Rolling Temperature) : 800 ~ 850℃ 조건으로 2차 압연하는 단계; 및 (d) 상기 2차 압연된 판재를 냉각종료온도 : 500 ~ 550℃까지 냉각하는 단계;를 포함하는 것을 특징으로 한다.

상기 다른 목적을 달성하기 위한 본 발명의 실시예에 따른 원유탱크용 강재는 중량%로, C : 0.03 ~ 0.15%, Si : 0.1 ~ 0.6%, Mn : 0.5 ~ 1.8%, P : 0.02% 이하, S : 0.01% 이하, Ni : 0.1 ~ 1.0%, Mo : 0.01 ~ 1.00%, Al : 0.01 ~ 0.10%, Cu : 0.1 ~ 0.5%, Ti : 0.005 ~ 0.050%, Nb : 0.005 ~ 0.050%, V : 0.01 ~ 0.10%, B : 0.0001 ~ 0.0050%, N : 0.010% 이하 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어지며, 인장강도(TS) : 440 ~ 600MPa 및 항복강도(YS) : 315 ~ 500MPa을 갖는 것을 특징으로 한다.

본 발명에 따른 원유탱크용 강재 및 그 제조 방법은 합금 성분 조절 및 공정 조건 제어를 통하여 우수한 내식성을 확보함으로써 용접부와의 용접시 갈바닉 부식에 대한 저항성을 향상시킬 수 있다.

특히, 본 발명에 따른 원유탱크용 강재 및 그 제조 방법은 내식성 향상 원소인 구리(Cu), 몰리브덴(Mo) 및 바나듐(V)을 적절한 함량비로 첨가함과 더불어 최적의 공정 조건을 적용하는 것을 통해 우수한 저온 충격 특성을 확보할 수 있다.

도 1은 본 발명의 실시예에 따른 원유탱크용 강재 제조 방법을 나타낸 공정 순서도이다.
도 2는 실시예 1 ~ 2 및 비교예 1에 따른 시편들을 용접하는 과정을 설명하기 위한 도면이다.
도 3은 실시예 1 ~ 2 및 비교예 1에 따른 시편들을 침지하는 과정을 설명하기 위한 도면이다.
도 4는 실시예 1 ~ 2 및 비교예 1에 따라 제조된 시편들에 대한 기계적 물성값을 나타낸 그래프이다.
도 5는 실시예 1 ~ 2 및 비교예 1에 따라 제조된 시편들에 대한 온도별 충격 흡수에너지를 측정한 값을 나타낸 것이다.
도 6은 실시예 1에 따라 제조된 시편을 이용하여 맞대기 용접한 이후의 미세조직을 나타낸 사진이다.
도 7은 실시예 2에 따라 제조된 시편을 이용하여 맞대기 용접한 이후의 미세조직을 나타낸 사진이다.
도 8은 비교예 1에 따라 제조된 시편을 이용하여 맞대기 용접한 이후의 미세조직을 나타낸 사진이다.

본 발명의 이점 및 특징, 그리고 그것들을 달성하는 방법은 첨부되는 도면과 함께 상세하게 후술되어 있는 실시예들을 참조하면 명확해질 것이다. 그러나, 본 발명은 이하에서 개시되는 실시예들에 한정되는 것이 아니라 서로 다른 다양한 형태로 구현될 것이며, 단지 본 실시예들은 본 발명의 개시가 완전하도록 하며, 본 발명이 속하는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 자에게 발명의 범주를 완전하게 알려주기 위해 제공되는 것이며, 본 발명은 청구항의 범주에 의해 정의될 뿐이다. 명세서 전체에 걸쳐 동일 참조 부호는 동일 구성요소를 지칭한다.

이하 첨부된 도면을 참조하여 본 발명의 바람직한 실시예에 따른 원유탱크용 강재 및 그 제조 방법에 관하여 상세히 설명하면 다음과 같다.

원유탱크용 강재

본 발명에 따른 원유탱크용 강재는 합금 성분 조절 및 공정 조건 제어를 통하여, 우수한 내식성을 확보함과 더불어 인장강도(TS) : 440 ~ 600MPa, 항복강도(YS) : 315 ~ 500MPa 및 -40℃에서의 충격흡수에너지 : 300 ~ 400J을 만족하는 것을 목표로 한다.

이를 위하여, 본 발명에 따른 원유탱크용 강재는 중량%로, C : 0.03 ~ 0.15%, Si : 0.1 ~ 0.6%, Mn : 0.5 ~ 1.8%, P : 0.02% 이하, S : 0.01% 이하, Ni : 0.1 ~ 1.0%, Mo : 0.01 ~ 1.00%, Al : 0.01 ~ 0.10%, Cu : 0.1 ~ 0.5%, Ti : 0.005 ~ 0.050%, Nb : 0.005 ~ 0.050%, V : 0.01 ~ 0.10%, B : 0.0001 ~ 0.0050%, N : 0.010% 이하 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어진다.

이때, 상기 강재는 Cr : 0.5 중량% 이하 및 Sn : 0.01 중량% 이하 중 1종 이상을 포함할 수 있다.

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

탄소(C)

탄소(C)는 강도 확보를 위해 첨가된다.

상기 탄소(C)는 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.03 ~ 0.15 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 탄소(C)의 함량이 강재 전체 중량의 0.03 중량% 미만일 경우에는 충분한 강도를 확보하는 데 어려움이 따를 수 있다. 반대로, 탄소(C)의 함량이 강재 전체 중량의 0.15 중량%를 초과할 경우에는 인성 저하를 야기할 수 있으며, 전기저항용접(ERW)시 용접성의 저하를 가져오는 문제점이 있다.

실리콘(Si)

본 발명에서 실리콘(Si)은 알루미늄(Al)과 함께 제강공정에서 강 중의 산소를 제거하기 위한 탈산제로 첨가된다. 또한, 실리콘(Si)은 고용강화 효과도 가진다.

상기 실리콘(Si)은 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.1 ~ 0.6 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 실리콘(Si)의 함량이 강재 전체 중량의 0.1 중량% 미만일 경우에는 실리콘 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 실리콘(Si)의 함량이 강재 전체 중량의 0.6 중량%를 초과하여 다량 첨가시 강의 용접성을 저하시키며, 재가열 및 열간압연 시에 적 스케일(red scale)을 생성시킴으로써 표면품질에 문제를 줄 수 있다. 또한, 용접후 도금성을 저해할 수 있다.

망간(Mn)

망간(Mn)은 철(Fe)과 유사한 원자 반경을 갖는 치환형 원소로서, 강의 경화능을 향상시키는 역할을 한다.

상기 망간(Mn)은 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.5 ~ 1.8 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 망간(Mn)의 함량이 강재 전체 중량의 0.5 중량% 미만일 경우에는 고용강화 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 망간(Mn)의 함량이 강재 전체 중량의 1.8 중량%를 초과할 경우에는 용접성이 크게 저하될 뿐만 아니라, MnS 개재물 생성 및 중심 편석(center segregation) 발생에 의하여 강재의 연성을 크게 저하시키는 문제점이 있다.

인(P)

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

그러나, 인(P)은 용접성을 악화시키고, 슬라브 중심 편석(slab center segregation)에 의해 최종 재질 편차를 발생시키는 원인이 될 수 있다. 따라서, 본 발명에서는 인(P)의 함량을 강재 전체 중량의 0.02 중량% 이하로 제한하였다.

황(S)

황(S)은 강의 인성 및 용접성을 저해한다. 특히, 상기 황(S)은 망간(Mn)과 결합하여 MnS 비금속 개재물을 형성함으로써 응력부식균열에 대한 저항성을 악화시켜 강의 가공 중 크랙을 발생시킬 수 있다.

따라서, 본 발명에서는 황(S)의 함량을 강재 전체 중량의 0.01 중량% 이하로 제한하였다.

니켈(Ni)

니켈(Ni)은 강의 경화능 및 내식성을 향상시키는 역할을 한다. 특히, 니켈(Ni)은 저온 충격인성을 향상시키는데 효과적인 원소이다.

상기 니켈(Ni)은 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.1 ~ 1.0 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 니켈(Ni)의 함량이 강재 전체 중량의 0.1 중량% 미만일 경우에는 니켈 첨가에 따른 강도 향상 및 저온 충격인성 향상 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 니켈(Ni)의 함량이 강재 전체 중량의 1.0 중량%를 초과할 경우에는 적열취성을 유발하며, 제조 비용을 상승시키는 문제점이 있다.

몰리브덴(Mo)

몰리브덴(Mo)은 치환형 원소로써 고용강화 효과로 강의 강도를 향상시킨다. 또한, 몰리브덴(Mo)은 강의 경화능을 향상시키는 역할을 한다.

상기 몰리브덴(Mo)은 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.1 ~ 1.0 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 몰리브덴(Mo)의 함량이 강재 전체 중량의 0.1 중량% 미만일 경우에는 상기의 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 몰리브덴(Mo)의 함량이 강재 전체 중량의 1.0 중량%를 초과할 경우에는 더 이상의 효과 없이 제조비용만을 상승시키는 문제가 있다.

알루미늄(Al)

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

상기 알루미늄(Al)은 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.01 ~ 0.10 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 알루미늄(Al)의 함량이 강재 전체 중량의 0.01 중량% 미만으로 첨가될 경우에는 상기의 탈산 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 알루미늄(Al)의 함량이 강재 전체 중량의 0.10 중량%를 초과할 경우에는 Al₂O₃를 형성하여 저온 충격인성을 저하시키는 문제점이 있다.

구리(Cu)

구리(Cu)는 고용강화에 기여하여 강도를 향상시키는 역할을 한다.

상기 구리(Cu)는 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.1 ~ 0.5 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 구리(Cu)의 함량이 강재 전체 중량의 0.1 중량% 미만일 경우에는 그 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 구리(Cu)의 함량이 강재 전체 중량의 0.5 중량%를 초과할 경우에는 강재의 열간가공성을 저하시키고, 용접후 재열균열(Stress Relief Cracking) 감수성을 높이는 문제점이 있다.

티타늄(Ti)

티타늄(Ti)은 고온안정성이 높은 Ti(C, N) 석출물을 생성시킴으로써, 용접시 오스테나이트 결정립 성장을 방해하여 용접부의 조직을 미세화시킴으로써 강의 인성 및 강도를 향상시키는 효과를 갖는다.

상기 티타늄(Ti)은 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.005 ~ 0.050 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 티타늄(Ti)의 함량이 강재 전체 중량의 0.005 중량% 미만일 경우에는 석출을 하지 않고 남은 고용탄소와 고용질소로 인해 시효경화가 발생하는 문제가 있다. 반대로, 티타늄(Ti)의 함량이 강재 전체 중량의 0.050 중량%를 초과할 경우에는 조대한 석출물을 생성시킴으로써 강의 저온충격 특성을 저하시키며, 더 이상의 첨가 효과 없이 제조 비용을 상승시키는 문제가 있다.

니오븀(Nb)

니오븀(Nb)은 고온에서 탄소(C) 및 질소(N)와 결합하여 탄화물 또는 질화물을 형성한다. 니오븀계 탄화물 또는 질화물은 압연시 결정립 성장을 억제하여 결정립을 미세화시킴으로써 강의 강도와 저온인성을 향상시킨다.

상기 니오븀(Nb)은 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.005 ~ 0.050 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 니오븀(Nb)의 함량이 강재 전체 중량의 0.005 중량% 미만일 경우에는 니오븀 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 니오븀(Nb)의 함량이 강재 전체 중량의 0.050 중량%를 초과할 경우에는 강의 용접성을 저하시키며, 강도와 저온인성은 더 이상 향상되지 않고 페라이트 내에 고용된 상태로 존재하여 오히려 충격인성을 저하시킬 위험이 있다.

바나듐(V)

바나듐(V)은 석출물 형성에 의한 석출강화 효과를 통하여 강의 강도를 향상시키는 역할을 한다.

상기 바나듐(V)은 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.01 ~ 0.10 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 바나듐(V)의 함량이 강재 전체 중량의 0.01 중량% 미만일 경우에는 바나듐 첨가에 따른 석출강화 효과가 불충분하다. 반대로, 바나듐(V)의 함량이 강재 전체 중량의 0.10 중량%를 초과할 경우에는 저온 충격인성이 저하되는 문제점이 있다.

보론(B)

보론(B)은 강력한 소입성 원소로서, 인(P)의 편석을 막아 강도를 향상시키는 역할을 한다. 만일, 인(P)의 편석이 발생할 경우에는 2차가공취성이 발생할 수 있으므로, 보론(B)을 첨가하여 인(P)의 편석을 막아 가공취성에 대한 저항성을 증가시킨다.

상기 보론(B)은 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.0001 ~ 0.0050 중량%의 함량비로 첨가하는 것이 바람직하다. 보론(B)의 함량이 강재 전체 중량의 0.0001 중량% 미만일 경우에는 그 첨가량이 미미한 관계로 상기의 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 반대로, 보론(B)의 함량이 강재 전체 중량의 0.0050 중량%를 초과하여 과다 첨가될 경우에는 보론 산화물의 형성으로 강판의 표면 품질을 저해하는 문제를 유발할 수 있다.

질소(N)

질소(N)는 불가피한 불순물로써, 0.010 중량%를 초과하여 다량 함유될 경우 고용 질소가 증가하여 강판의 충격특성 및 연신율을 떨어뜨리고 용접부의 인성을 크게 저하시키는 문제점이 있다. 따라서, 본 발명에서는 질소(N)의 함량을 강재 전체 중량의 0.010 중량% 이하로 제한하였다.

크롬(Cr)

크롬(Cr)은 경화능 향상 원소로 첨가되어, 강의 강도를 향상시키는 역할을 한다. 다만, 크롬(Cr)의 함량이 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.5 중량%를 초과하여 다량 첨가될 경우에는 인성이 급격히 저하될 수 있다.

따라서, 본 발명에서는 크롬(Cr)의 함량을 강재 전체 중량의 0.5 중량% 이하로 제한하였다.

주석(Sn)

주석(Sn)은 고용강화효과를 가지나, 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.01 중량%를 초과하여 다량 첨가할 경우에는 r값 및 연신율을 급격히 저하시킬 우려가 있다. 따라서, 본 발명에서는 주석(Sn)의 함량을 강재 전체 중량의 0.01 중량% 이하로 제한하였다.

원유탱크용 강재 제조 방법

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

도 1을 참조하면, 도시된 원유탱크용 강재 제조 방법은 슬라브 재가열 단계(S110), 1차 압연 단계(S120), 2차 압연 단계(S130) 및 냉각 단계(S140)를 포함한다. 이때, 슬라브 재가열 단계(S110)는 반드시 수행되어야 하는 것은 아니나, 석출물의 재고용 등의 효과를 도출하기 위해서는 실시하는 것이 더 바람직하다.

본 발명에 따른 원유탱크용 강재 제조 방법에서 열연공정의 대상이 되는 반제품 상태의 슬라브 판재는 중량%로, C : 0.03 ~ 0.15%, Si : 0.1 ~ 0.6%, Mn : 0.5 ~ 1.8%, P : 0.02% 이하, S : 0.01% 이하, Ni : 0.1 ~ 1.0%, Mo : 0.01 ~ 1.00%, Al : 0.01 ~ 0.10%, Cu : 0.1 ~ 0.5%, Ti : 0.005 ~ 0.050%, Nb : 0.005 ~ 0.050%, V : 0.01 ~ 0.10%, B : 0.0001 ~ 0.0050%, N : 0.010% 이하 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어진다.

또한, 상기 슬라브 판재에는 Cr : 0.5 중량% 이하 및 Sn : 0.01 중량% 이하 중 1종 이상이 포함되어 있을 수 있다.

이때, 상기 조성을 갖는 슬라브 판재는 제강공정을 통해 원하는 조성의 용강을 얻은 다음에 연속주조공정을 통해 얻어질 수 있다.

슬라브 재가열

슬라브 재가열 단계(S110)에서는 상기의 조성을 갖는 슬라브 판재를 SRT(Slab Reheating Temperature) : 1050 ~ 1200℃로 재가열한다. 이러한 슬라브 판재의 재가열을 통하여, 주조 시 편석된 성분의 재고용 및 석출물의 재고용이 발생할 수 있다.

본 단계에서, 슬라브 재가열 온도(SRT)가 1050℃ 미만일 경우에는 주조 시 편석된 성분이 충분히 재고용되지 못하는 문제점이 있다. 반대로, 슬라브 재가열 온도(SRT)가 1200℃를 초과할 경우에는 오스테나이트 결정입도가 증가하여 최종 미세 조직의 페라이트가 조대화되어 강도 확보가 어려울 수 있으며, 과도한 가열 공정으로 인하여 강판의 제조비용만 상승할 수 있다.

1차 압연

1차 압연 단계(S120)에서는 재가열된 판재를 오스테나이트 재결정 영역에 해당하는 RDT(Roughing Delivery Temperature) : 920 ~ 980℃ 조건으로 1차 압연한다.

본 단계에서, 조압연 온도(RDT)가 920℃ 미만일 경우에는 조압연 패스 중 공랭기간이 필요하여 생산성을 저하시킬 위험이 있다. 반대로, 조압연 온도(RDT)가 980℃를 초과할 경우에는 충분한 압하율을 확보하는 데 어려움이 따를 수 있다.

2차 압연

2차 압연 단계(S130)에서는 1차 압연된 판재를 오스테나이트 미재결정 영역에 해당하는 FRT(Finishing Rolling Temperature) : 800 ~ 850℃ 조건으로 2차 압연한다. 이때, 2차 압연은 복수의 압연 패스를 이용할 수 있다.

본 단계에서, 2차 압연의 마무리 압연온도(FRT)가 800℃ 미만일 경우에는 이상역 압연이 발생하여 균일하지 못한 조직이 형성됨으로써 저온 충격인성을 크게 저하시킬 수 있다. 반대로, 2차 압연의 마무리 압연온도(FRT)가 850℃를 초과할 경우에는 연성 및 인성은 우수하나, 강도가 급격히 저하되는 문제가 있다.

이때, 2차 압연은 미재결정 영역에서의 누적압하율이 50 ~ 70%가 되도록 실시하는 것이 바람직하다. 2차 압연의 누적압하율이 50% 미만일 경우에는 균일하면서도 미세한 조직을 확보하는 것이 어려워 강도 및 충격인성의 편차가 심하게 발생할 수 있다. 반대로, 2차 압연의 누적압하율이 70%를 초과할 경우에는 압연 공정 시간이 길어져 생선성이 저하되는 문제가 있다.

냉각

냉각 단계(S140)에서는 상기 2차 압연된 판재를 냉각종료온도 : 500 ~ 550℃까지 냉각한다.

본 발명에서 냉각 과정은 압연된 판재를 수냉 등의 강제 냉각 방식으로 500 ~ 550℃까지 냉각함으로써, 강의 결정립 성장을 억제하여 미세 조직을 형성시키면서 저온상 조직을 확보하기 위한 목적으로 실시된다.

이때, 냉각개시온도는 750 ~ 800℃로 실시하는 것이 바람직하다. 냉각개시온도가 750℃ 미만일 경우에는 2차 압연의 마무리 압연온도와 냉각개시온도 간의 편차가 심한 관계로 강의 재질 편차가 발생할 우려가 있다. 반대로, 냉각개시온도가 800℃를 초과할 경우에는 냉각개시온도와 냉각종료온도 간의 온도 편차가 심한 관계로 다량의 냉각 주수량을 필요로 하게 되므로, 경제적이지 못하다.

본 단계에서, 냉각종료온도가 500℃ 미만일 경우에는 강의 제조비용이 증가하며, 충분한 강도를 확보할 수 있으나, 연성을 확보하는 데 어려움이 따를 수 있다. 반대로, 냉각종료온도가 550℃를 초과할 경우에는 충분한 강도를 확보하는 데 어려움이 따를 수 있다.

이때, 냉각은 8 ~ 10℃/sec의 속도로 실시하는 것이 바람직하다. 본 단계에서, 냉각 속도가 8℃/sec 미만일 경우에는 그 속도가 너무 느린 관계로 충분한 강도를 확보하는 데 어려움이 따를 수 있다. 반대로, 냉각 속도가 10℃/sec를 초과할 경우에는 강도 확보에는 유리하나, 목표로 하는 연성을 확보하는 데 어려움이 따를 수 있다.

상기의 과정(S110 ~ S140)으로 제조되는 원유탱크용 강재는 합금 성분 조절 및 공정 조건 제어를 통하여 우수한 내식성을 확보하는 것을 통해 용접부와의 용접시 갈바닉 부식에 대한 저항성을 향상시킴으로써 수명을 증대시킬 수 있다.

특히, 상기의 과정으로 제조되는 원유탱크용 강재는 내식성 향상 원소인 구리(Cu), 몰리브덴(Mo) 및 바나듐(V)을 적절한 함량비로 첨가함과 더불어 최적의 공정 조건을 적용하는 것을 통해 우수한 저온 충격 특성을 확보할 수 있다. 이를 통해, 본 발명에 따른 원유탱크용 강재는 우수한 내식성을 확보할 수 있음과 더불어 인장강도(TS) : 440 ~ 600MPa, 항복강도(YS) : 315 ~ 500MPa 및 -40℃에서의 충격흡수에너지 : 300 ~ 400J을 가질 수 있다.

실시예

이하, 본 발명의 바람직한 실시예를 통해 본 발명의 구성 및 작용을 더욱 상세히 설명하기로 한다. 다만, 이는 본 발명의 바람직한 예시로 제시된 것이며 어떠한 의미로도 이에 의해 본 발명이 제한되는 것으로 해석될 수는 없다.

여기에 기재되지 않은 내용은 이 기술 분야에서 숙련된 자이면 충분히 기술적으로 유추할 수 있는 것이므로 그 설명을 생략하기로 한다.

1. 시편의 제조

표 1 내지 표 2에 기재된 조성 및 표 3에 기재된 공정 조건으로 실시예 1 ~ 4 및 비교예 1 ~ 2에 따른 시편들을 제조하였다. 이때, 실시예 1 ~ 4 및 비교예 1 ~ 2에 따른 열연시편의 경우, 각각의 조성을 갖는 잉곳을 제조하고, 이를 압연모사시험기를 이용하여 가열, 1차 압연, 2차 압연 및 냉각의 열연공정을 모사하였다. 이후, 실시예 1 ~ 4 및 비교예 1 ~ 2에 따라 제조된 시편들에 대하여 인장시험을 실시하였다.

도 2는 실시예 1 ~ 2 및 비교예 1에 따른 시편들을 용접하는 과정을 설명하기 위한 도면이고, 도 3은 실시예 1 ~ 2 및 비교예 1에 따른 시편들을 침지하는 과정을 설명하기 위한 도면이다.

도 2 및 도 3에 도시된 바와 같이, 상기의 과정으로 제조된 시편들 각각에 대한 용접 특성을 알아보기 위하여, 실시예 1 ~ 2 및 비교예 1에 따라 제조된 시편들을 플라즈마 커팅으로 25mm(가로)*60mm(세로)*5mm(두께)의 크기로 각각 2개씩 절단하였다. 다음, 실시예 1 ~ 2 및 비교예 1에 따라 제조된 각각의 2개의 시편들을 30℃로 유지되는 침지용액(10wt% NaCl + HCl, pH 0.85)내에서 168시간 동안 침지시킨 다음, 증류수로 세척하고 나서 용접 재료를 이용한 맞대기 용접을 실시한 후, 각각의 시편들의 단면을 SEM(scanning electron microscope)으로 측정한 후 이를 육안으로 관찰하였다. 이때, 맞대기 용접을 위해 사용된 용접 재료로는 중량%로, C : 0.06%, Si : 0.40%, Mn : 1.00%, P 0.015% S : 0.011%, Ni : 0.30%, Cr : 0.03%, Mo ; 0.025%, Ti : 0.025%, Al : 0.015%, V : 0.02%, B : 0.0003%, Cu : 0.2%, Nb : 0.012% 및 나머지 철(Fe)과 기타 불순물을 포함하는 금속을 이용하였다.

[표 1] (단위 : 중량%)

[표 2] (단위 : 중량%)

[표 3]

2. 기계적 물성 평가

표 4는 실시예 1 ~ 4 및 비교예 1 ~ 2에 따라 제조된 시편들에 대한 기계적 물성 평가 결과를 나타낸 것이다. 또한, 도 4는 실시예 1 ~ 2 및 비교예 1에 따라 제조된 시편들에 대한 기계적 물성값을 나타낸 그래프이고, 도 5는 실시예 1 ~ 2 및 비교예 1에 따라 제조된 시편들에 대한 온도별 충격 흡수에너지를 측정한 값을 나타낸 것이다.

[표 4]

표 1 내지 표 4를 참조하면, 실시예 1 ~ 4에 따라 제조된 시편들의 경우, 목표값에 해당하는 인장강도(TS) 및 항복강도(YS)를 모두 만족하는 것을 알 수 있다. 또한, 실시예 1 ~ 4에 따라 제조된 시편들의 경우, -40℃에서의 충격 흡수에너지가 목표값을 모두 만족하는 것을 알 수 있다.

반면, 비교예 1 ~ 2에 따라 제조된 시편들의 경우, 인장강도(TS) 및 항복강도(YS)는 모두 목표값을 만족하였으나, 충격 흡수에너지가 목표값에 턱 없이 미달하는 것을 알 수 있다.

먼저, 도 4에 도시된 바와 같이, 실시예 1 ~ 2에 따라 제조된 시편들과 비교예 1에 따라 제조된 시편의 경우, 인장강도(TS) 및 항복강도(YS)는 그 값에 큰 차이를 보이지 않는 것을 알 수 있다.

반면, 도 5에 도시된 바와 같이, 실시예 1 ~ 2에 따라 제조된 시편들과 비교예 1에 따라 제조된 시편의 경우, 0℃ 이상의 온도 범위에서는 충격 흡수에너지 값에서 상호 큰 차이를 보이지 않다가 -20℃ 이하의 온도 범위에서는 충격 흡수에너지 값에서 큰 차이를 보이는 것을 알 수 있다. 즉, 실시예 1 ~ 2에 따라 제조된 시편들의 경우, 충격 흡수에너지 값이 온도에 영향을 미치지 않았으나, 비교예 1에 따라 제조된 시편의 경우에는 대략 -20℃ 이하의 저온 영역에서 충격 흡수에너지 값이 급격히 저하되는 것을 확인하였다.

위의 실험 데이터에서 알 수 있는 바와 같이, 실시예 1 ~ 2에 따라 제조된 시편들의 경우 비교예 1에 따라 제조된 시편과 비교할 때, 저온에서의 충격 특성이 확연히 우수하다는 것을 확인하였다.

한편, 도 6 및 도 7은 실시예 1 ~ 2에 따라 제조된 시편을 이용하여 맞대기 용접한 이후의 미세조직을 나타낸 사진이다. 또한, 도 8은 비교예 1에 따라 제조된 시편을 이용하여 맞대기 용접한 이후의 미세조직을 나타낸 사진이다.

도 6 및 도 7에 도시된 바와 같이, 실시예 1 ~ 2에 따라 제조된 시편들을 이용하여 맞대기 용접을 실시한 이후, 용접부와 모재부 간에 단차가 발생하지 않은 것을 알 수 있다.

반면, 도 8에 도시된 바와 같이, 비교예 1에 따라 제조된 시편을 이용하여 맞대기 용접을 실시한 이후, 용접부와 모재부 간에 단차가 심하게 발생한 것을 알 수 있으며, 이는 용접부와 모재부 간의 전위차로 인한 갈바닉 셀이 용접부를 심하게 부식시킨 데 기인한 것으로 파악된다.

위의 실험 데이터를 토대로, 실시예 1 ~ 2에 따라 제조된 시편들의 경우 비교예 1에 따라 제조된 시편에 비하여, 우수한 내식성의 확보를 통해 용접부와 모재부 간의 용접시 갈바닉 부식에 대한 저항성이 향상된 것을 알 수 있다. 이는 내식성 향상 원소인 구리(Cu), 몰리브덴(Mo) 및 바나듐(V)을 적절한 함량비로 첨가한 데 기인한 것으로 파악된다.

이상에서는 본 발명의 실시예를 중심으로 설명하였지만, 당업자의 수준에서 다양한 변경이나 변형을 가할 수 있다. 이러한 변경과 변형이 본 발명의 범위를 벗어나지 않는 한 본 발명에 속한다고 할 수 있다. 따라서 본 발명의 권리범위는 이하에 기재되는 청구범위에 의해 판단되어야 할 것이다.

S110 : 슬라브 재가열 단계
S120 : 1차 압연 단계
S130 : 2차 압연 단계
S140 : 냉각 단계

Claims

(a) 중량%로, C : 0.03 ~ 0.15%, Si : 0.1 ~ 0.6%, Mn : 0.5 ~ 1.8%, P : 0.02% 이하, S : 0.01% 이하, Ni : 0.1 ~ 1.0%, Mo : 0.01 ~ 1.00%, Al : 0.01 ~ 0.10%, Cu : 0.1 ~ 0.5%, Ti : 0.005 ~ 0.050%, Nb : 0.005 ~ 0.050%, V : 0.01 ~ 0.10%, B : 0.0001 ~ 0.0050%, N : 0.010% 이하 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어지는 슬라브 판재를 SRT(Slab Reheating Temperature)는 1050 ~ 1200℃로 재가열하는 단계;
(b) 상기 재가열된 판재를 오스테나이트 재결정 영역에서 1차 압연하는 단계;
(c) 상기 1차 압연된 판재를 FRT(Finishing Rolling Temperature) : 800 ~ 850℃ 조건으로 2차 압연하는 단계; 및
(d) 상기 2차 압연된 판재를 냉각종료온도 : 500 ~ 550℃까지 냉각하는 단계;를 포함하는 것을 특징으로 하는 원유탱크용 강재 제조 방법.
제1항에 있어서,
상기 슬라브 판재에는
Cr : 0.5 중량% 이하 및 Sn : 0.01 중량% 이하 중 1종 이상이 포함되어 있는 것을 특징으로 하는 원유탱크용 강재 제조 방법.
제1항에 있어서,
상기 (a) 단계에서,
상기 1차 압연은 RDT(Roughing Delivery Temperature) : 920 ~ 980℃ 조건으로 실시하는 것을 특징으로 하는 원유탱크용 강재 제조 방법.
제1항에 있어서,
상기 (d) 단계에서,
냉각개시온도는
750 ~ 800℃인 것을 특징으로 하는 원유탱크용 강재 제조 방법.
제1항에 있어서,
상기 (d) 단계에서,
상기 냉각은
8 ~ 10℃/sec의 속도로 실시하는 것을 특징으로 하는 원유탱크용 강재 제조 방법.
중량%로, C : 0.03 ~ 0.15%, Si : 0.1 ~ 0.6%, Mn : 0.5 ~ 1.8%, P : 0.02% 이하, S : 0.01% 이하, Ni : 0.1 ~ 1.0%, Mo : 0.01 ~ 1.00%, Al : 0.01 ~ 0.10%, Cu : 0.1 ~ 0.5%, Ti : 0.005 ~ 0.050%, Nb : 0.005 ~ 0.050%, V : 0.01 ~ 0.10%, B : 0.0001 ~ 0.0050%, N : 0.007% 이하 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어지며,
인장강도(TS) : 440 ~ 600MPa 및 항복강도(YS) : 315 ~ 500MPa을 갖는 것을 특징으로 하는 원유탱크용 강재.
제6항에 있어서,
상기 강재는
Cr : 0.5 중량% 이하 및 Sn : 0.01 중량% 이하 중 1종 이상을 포함하는 것을 특징으로 하는 원유탱크용 강재.
제6항에 있어서,
상기 강재는
-40℃에서의 충격흡수에너지 : 300 ~ 400J을 갖는 것을 특징으로 하는 원유탱크용 강재.