KR20150077549A - 원유탱크용 강재 및 그 제조 방법 - Google Patents
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Abstract
내식성 향상 원소인 구리(Cu), 몰리브덴(Mo), 주석(Sn) 및 안티몬(Sb)을 최적의 함량비로 첨가함과 더불어 최적의 공정 조건을 적용하는 것을 통해 우수한 내식성을 확보할 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 : 0.6% 이하, Mn : 0.5 ~ 1.8%, P : 0.02% 이하, S : 0.01% 이하, Ni : 0.1 ~ 1.0%, Mo : 0.1 ~ 1.0%, Al : 0.1% 이하, Cu : 0.1 ~ 0.5%, Ti : 0.05% 이하, Nb : 0.005 ~ 0.050%, N : 0.008% 이하, Sn : 0.001 ~ 0.5%, Sb : 0.001 ~ 0.5% 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 RDT(Roughing Delivery Temperature) : 920 ~ 980℃ 조건으로 1차 압연하는 단계; (c) 상기 1차 압연된 판재를 FRT(Finishing Rolling Temperature) : 800 ~ 850℃ 조건으로 2차 압연하는 단계; 및 (d) 상기 2차 압연된 판재를 8 ~ 12℃/sec의 속도로 FCT(Final Cooling Temperature) : 500 ~ 540℃까지 냉각하는 단계;를 포함하는 것을 특징으로 한다.
본 발명에 따른 원유탱크용 강재 제조 방법은 (a) 중량%로, C : 0.03 ~ 0.15%, Si : 0.6% 이하, Mn : 0.5 ~ 1.8%, P : 0.02% 이하, S : 0.01% 이하, Ni : 0.1 ~ 1.0%, Mo : 0.1 ~ 1.0%, Al : 0.1% 이하, Cu : 0.1 ~ 0.5%, Ti : 0.05% 이하, Nb : 0.005 ~ 0.050%, N : 0.008% 이하, Sn : 0.001 ~ 0.5%, Sb : 0.001 ~ 0.5% 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 RDT(Roughing Delivery Temperature) : 920 ~ 980℃ 조건으로 1차 압연하는 단계; (c) 상기 1차 압연된 판재를 FRT(Finishing Rolling Temperature) : 800 ~ 850℃ 조건으로 2차 압연하는 단계; 및 (d) 상기 2차 압연된 판재를 8 ~ 12℃/sec의 속도로 FCT(Final Cooling Temperature) : 500 ~ 540℃까지 냉각하는 단계;를 포함하는 것을 특징으로 한다.
Description
본 발명은 원유탱크용 강재 및 그 제조 방법에 관한 것으로, 보다 상세하게는 내식성 향상 원소인 구리(Cu), 몰리브덴(Mo), 주석(Sn) 및 안티몬(Sb)을 최적의 함량비로 첨가함과 더불어 최적의 공정 조건을 적용하는 것을 통해 우수한 내식성을 확보할 수 있는 원유탱크용 강재 및 그 제조 방법에 관한 것이다.
원유탱크(cargo oil tank; COT)에 강재를 적용하는 경우, 강재 표면의 스케일 및 이물질을 제거한 후 내식성 확보를 위해 도장을 실시하게 된다. 이 경우, 주기적인 보수도장으로 인한 유지비용이 지속적으로 요구되고 있는 실정이다.
특히, 원유탱크선의 선저 외판(bottom plate) 환경에서는 강재 표면의 오일코팅층 박리로 인한 피팅 부식(pitting corrosion)이 발생하여 내식성을 만족시키기 어려워 사용 수명이 단축되는 결과를 초래한다.
또한, 원유탱크선의 상갑판(upper deck) 환경에서는 원유탱크 내부에서 발생하는 H2S 가스와 일교차로 인해 발생되는 결로에 의해 균일부식(uniform corrosion)이 발생하고 있다.
따라서, 최근에는 위의 서로 다른 두 부식 환경에서 내식성을 동시에 만족시킬 수 있는 강재를 제조하고자 하는 노력이 진행 중에 있다.
관련 선행문헌으로는 대한민국 등록특허공보 제10-0643361호(2006.11.10. 공고)가 있으며, 상기 문헌에는 저 항복비 석출강화형 라인파이프 강재의 제조 방법 및 이 방법에 의해 제조된 강재가 기재되어 있다.
본 발명의 목적은 합금 성분 조절 및 공정 조건 제어를 통하여 내식성 향상 원소인 구리(Cu), 몰리브덴(Mo), 주석(Sn) 및 안티몬(Sb)을 최적의 함량비로 첨가함과 더불어 최적의 공정 조건을 적용하는 것을 통해 우수한 내식성을 확보할 수 있는 원유탱크용 강재를 제조하는 방법을 제공하는 것이다.
본 발명의 다른 목적은 상기 방법으로 제조되어, 인장강도(TS) : 440 ~ 570MPa, 항복강도(YS) : 315 ~ 450MPa 및 -40℃에서의 충격흡수에너지 : 300 ~ 360J을 갖는 원유탱크용 강재를 제공하는 것이다.
상기 목적을 달성하기 위한 본 발명의 실시예에 따른 원유탱크용 강재 제조 방법은 (a) 중량%로, C : 0.03 ~ 0.15%, Si : 0.6% 이하, Mn : 0.5 ~ 1.8%, P : 0.02% 이하, S : 0.01% 이하, Ni : 0.1 ~ 1.0%, Mo : 0.1 ~ 1.0%, Al : 0.1% 이하, Cu : 0.1 ~ 0.5%, Ti : 0.05% 이하, Nb : 0.005 ~ 0.050%, N : 0.008% 이하, Sn : 0.001 ~ 0.5%, Sb : 0.001 ~ 0.5% 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 RDT(Roughing Delivery Temperature) : 920 ~ 980℃ 조건으로 1차 압연하는 단계; (c) 상기 1차 압연된 판재를 FRT(Finishing Rolling Temperature) : 800 ~ 850℃ 조건으로 2차 압연하는 단계; 및 (d) 상기 2차 압연된 판재를 8 ~ 12℃/sec의 속도로 FCT(Final Cooling Temperature) : 500 ~ 540℃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 : 0.6% 이하, Mn : 0.5 ~ 1.8%, P : 0.02% 이하, S : 0.01% 이하, Ni : 0.1 ~ 1.0%, Mo : 0.1 ~ 1.0%, Al : 0.1% 이하, Cu : 0.1 ~ 0.5%, Ti : 0.05% 이하, Nb : 0.005 ~ 0.050%, N : 0.008% 이하, Sn : 0.001 ~ 0.5%, Sb : 0.001 ~ 0.5% 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어지며, 인장강도(TS) : 440 ~ 570MPa 및 항복강도(YS) : 315 ~ 450MPa을 갖는 것을 특징으로 한다.
본 발명에 따른 원유탱크용 강재 및 그 제조 방법은 내식성 향상 원소인 구리(Cu), 몰리브덴(Mo), 주석(Sn) 및 안티몬(Sb)을 최적의 함량비로 첨가함과 더불어 최적의 공정 조건을 적용하는 것을 통해 우수한 내식성을 확보하여 도장을 실시하지 않으면서도 원유탱크의 내식 특성을 모두 만족시켜 도장 전처리 및 보수도장으로 인한 비용을 절감할 수 있다.
도 1은 본 발명의 실시예에 따른 원유탱크용 강재 제조 방법을 나타낸 공정 순서도이다.
도 2는 실시예 1 ~ 3 및 비교예 1에 따른 시편들에 대한 기계적 물성 값을 비교하여 나타낸 그래프이다.
도 3은 실시예 1 ~ 3 및 비교예 1에 따른 시편들에 대한 선저 외판 환경에서의 부식시험 결과를 나타낸 그래프이다.
도 4는 실시예 1 ~ 3 및 비교예 1에 따른 시편들에 대한 상갑판 환경에서의 부식시험 결과를 나타낸 그래프이다.
도 2는 실시예 1 ~ 3 및 비교예 1에 따른 시편들에 대한 기계적 물성 값을 비교하여 나타낸 그래프이다.
도 3은 실시예 1 ~ 3 및 비교예 1에 따른 시편들에 대한 선저 외판 환경에서의 부식시험 결과를 나타낸 그래프이다.
도 4는 실시예 1 ~ 3 및 비교예 1에 따른 시편들에 대한 상갑판 환경에서의 부식시험 결과를 나타낸 그래프이다.
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 내식성 향상 원소인 구리(Cu), 몰리브덴(Mo), 주석(Sn) 및 안티몬(Sb)을 최적의 함량비로 첨가함과 더불어 최적의 공정 조건을 적용하는 것을 통해 우수한 내식성을 확보하면서도, 인장강도(TS) : 440 ~ 570MPa, 항복강도(YS) : 315 ~ 450MPa 및 -40℃에서의 충격흡수에너지 : 300 ~ 360J을 만족할 수 있다.
또한, 본 발명에 따른 원유탱크용 강재는 선저 외판(bottom plate)의 부식 속도 규격 : 1mm/year 이하 및 상갑판(upper deck)의 부식속도 규격 : 25년 두께손실 2mm 이하를 만족하는 것을 목표로 한다.
이를 위하여, 본 발명에 따른 원유탱크용 강재는 중량%로, C : 0.03 ~ 0.15%, Si : 0.6% 이하, Mn : 0.5 ~ 1.8%, P : 0.02% 이하, S : 0.01% 이하, Ni : 0.1 ~ 1.0%, Mo : 0.1 ~ 1.0%, Al : 0.1% 이하, Cu : 0.1 ~ 0.5%, Ti : 0.05% 이하, Nb : 0.005 ~ 0.050%, N : 0.008% 이하, Sn : 0.001 ~ 0.5%, Sb : 0.001 ~ 0.5% 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어진다.
이때, 상기 강재는 중량%로, Cr : 0.5% 이하, V : 0.1% 이하 및 B : 0.0001 ~ 0.0050% 중 1종 이상을 더 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 첨가되는 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.
다만, 본 발명에 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. 따라서, 실리콘은 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.6 중량% 이하의 함량비로 첨가되는 것이 바람직하다.
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 첨가되는 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 첨가되는 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 첨가되는 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.
다만, 알루미늄이 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.1 중량% 초과하여 다량 첨가될 경우, Al2O3를 형성하여 저온 충격인성을 저하시키는 문제점이 있다. 따라서, 알루미늄은 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.1 중량 이하의 함량비로 첨가되는 것이 바람직하다.
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 첨가되는 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.
다만, 티타늄이 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.05 중량%를 초과하여 다량 첨가될 경우, 조대한 석출물을 생성시킴으로써 강의 저온충격 특성을 저하시키며, 더 이상의 첨가 효과 없이 제조 비용을 상승시키는 문제가 있다. 따라서, 티타늄은 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.05 중량% 이하의 함량비로 첨가되는 것이 바람직하다.
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 첨가되는 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.
질소(N)
질소(N)는 불가피한 불순물로써, 0.008 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 0.008 중량% 이하로 제한하였다.
주석(Sn)
주석(Sn)은 고용강화효과를 가지며, 내식성을 향상시키는 역할을 한다.
상기 주석은 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.001 ~ 0.5 중량%의 함량비로 첨가되는 것이 바람직하다. 주석의 함량이 0.001 중량% 미만일 경우에는 주석 첨가 효과를 제대로 발휘하는데 어려움이 따를 수 있다. 반대로, 주석의 함량이 0.5 중량%를 초과하여 다량 첨가할 경우에는 r값 및 연신율을 급격히 저하시킬 우려가 있다.
안티몬(Sb)
안티몬은 고온에서 이들 원소 자체가 산화 피막을 형성하지는 않지만 표면 및 결정립 계면에 농화되어 강중 성분 원소가 표면에 확산되는 것을 억제하여 결과적으로 산화물의 생성을 억제하는 효과가 있다. 또한, 안티몬은 산화물의 생성을 억제하여 도금성을 개선시키며, 특히 Mn, B이 복합적으로 첨가된 경우 표면 산화물층의 조대화를 효과적으로 억제하는 역할을 한다.
안티몬은 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.001 ~ 0.5 중량%의 함량비로 첨가되는 것이 바람직하다. 안티몬의 함량이 0.001 중량% 미만일 경우에는 상기의 효과를 제대로 발휘하는데 어려움이 따를 수 있다. 반대로, 안티몬의 함량이 0.5 중량%를 초과할 경우에는 더 이상의 효과 상승 없이 비용만을 상승시키는 요인으로 작용할 수 있으므로, 경제적이지 못하다.
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.
바나듐(V)
바나듐(V)은 석출물 형성에 의한 석출강화 효과를 통하여 강의 강도를 향상시키는 역할을 한다.
다만, 바나듐의 함량이 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.1 중량%를 초과하여 다량 첨가될 경우 저온 충격인성이 저하되는 문제점이 있다. 따라서, 바나듐은 본 발명에 따른 강재 전체 중량의 0.1 중량% 이하의 함량비로 첨가되는 것이 바람직하다.
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 첨가되는 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.
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 : 0.6% 이하, Mn : 0.5 ~ 1.8%, P : 0.02% 이하, S : 0.01% 이하, Ni : 0.1 ~ 1.0%, Mo : 0.1 ~ 1.0%, Al : 0.1% 이하, Cu : 0.1 ~ 0.5%, Ti : 0.05% 이하, Nb : 0.005 ~ 0.050%, N : 0.008% 이하, Sn : 0.001 ~ 0.5%, Sb : 0.001 ~ 0.5% 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어진다.
또한, 상기 슬라브 판재에는 중량%로, Cr : 0.5% 이하, V : 0.1% 이하 및 B : 0.0001 ~ 0.0050% 중 1종 이상이 더 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 2차 압연된 판재를 8 ~ 12℃/sec의 속도로 FCT(Final Cooling Temperature) : 500 ~ 540℃까지 냉각한다.
본 발명에서 냉각 과정은 압연된 판재를 수냉 등의 강제 냉각 방식으로 500 ~ 540℃까지 냉각함으로써, 강의 결정립 성장을 억제하여 미세 조직을 형성시키면서 저온상 조직을 확보하기 위한 목적으로 실시된다.
이때, 냉각개시온도(Start Cooling Temperature : SCT)는 750 ~ 800℃ 조건으로 실시하는 것이 바람직하다. 냉각개시온도(SCT)가 750℃ 미만일 경우에는 2차 압연의 마무리 압연온도와 냉각개시온도 간의 편차가 심한 관계로 강의 재질 편차가 발생할 우려가 있다. 반대로, 냉각개시온도(SCT)가 800℃를 초과할 경우에는 냉각개시온도와 냉각종료온도 간의 온도 편차가 심한 관계로 다량의 냉각 주수량을 필요로 하게 되므로, 경제적이지 못하다.
본 단계에서, 냉각종료온도(FCT)가 500℃ 미만일 경우에는 강의 제조비용이 증가하며, 충분한 강도를 확보할 수 있으나, 연성을 확보하는 데 어려움이 따를 수 있다. 반대로, 냉각종료온도(FCT)가 540℃를 초과할 경우에는 충분한 강도를 확보하는 데 어려움이 따를 수 있다.
또한, 냉각 속도가 8℃/sec 미만일 경우에는 그 속도가 너무 느린 관계로 충분한 강도를 확보하는 데 어려움이 따를 수 있다. 반대로, 냉각 속도가 12℃/sec를 초과할 경우에는 강도 확보에는 유리하나, 목표로 하는 연성을 확보하는 데 어려움이 따를 수 있다.
상기의 과정(S110 ~ S140)으로 제조되는 원유탱크용 강재는 내식성 향상 원소인 구리(Cu), 몰리브덴(Mo), 주석(Sn) 및 안티몬(Sb)을 최적의 함량비로 첨가함과 더불어 최적의 공정 조건을 적용하는 것을 통해 우수한 내식성을 확보하여 도장을 실시하지 않으면서도 원유탱크의 내식 특성을 모두 만족시켜 도장 전처리 및 보수도장으로 인한 비용을 절감할 수 있다.
이를 통해, 본 발명에 따른 원유탱크용 강재는 우수한 내식성을 확보할 수 있음과 더불어 인장강도(TS) : 440 ~ 570MPa, 항복강도(YS) : 315 ~ 450MPa 및 -40℃에서의 충격흡수에너지 : 350 ~ 450J을 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 ~ 5 및 비교예 1 ~ 2에 따른 시편들을 제조하였다. 이때, 실시예 1 ~ 5 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 ~ 5 및 비교예 1 ~ 2에 따라 제조된 시편들에 대하여 인장시험을 실시하였다.
[표 1] (단위 : 중량%)
[표 2] (단위 : 중량%)
[표 3]
2. 기계적 물성 평가
표 4는 실시예 1 ~ 5 및 비교예 1 ~ 2에 따른 시편들에 대한 기계적 물성 평가 결과를 나타낸 것이다. 또한, 도 2는 실시예 1 ~ 3 및 비교예 1에 따른 시편들에 대한 기계적 물성값을 나타낸 그래프이다.
[표 4]
표 1 내지 표 4와 도 2를 참조하면, 실시예 1 ~ 5에 따라 제조된 시편들의 경우, 목표값에 해당하는 인장강도(TS), 항복강도(YS) 및 -40℃에서의 충격 흡수에너지를 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 미달하는 것을 확인할 수 있다.
3. 선저 외판 부식성 평가
선저 외판 환경에서의 부식성을 알아보기 위해, 실시예 1 ~ 3 및 비교예 1에 따른 시편들을 플라즈마 커팅으로 60mm(가로)*25mm(세로)*5mm(두께)의 크기로 절단한 후, 30℃로 유지되는 침지용액(10wt% NaCl + HCl, pH 0.85)내에서 72시간 동안 침지시킨 다음 증류수로 세척하였다. 이후, 실시예 1 ~ 3 및 비교예 1에 따른 시편들에 대하여 #600 SiC 페이퍼로 왕복 60회 동안 표면 연마를 실시한 후, 테스트 전후의 무게 변화량을 측정하여 부식속도를 계산하였다.
표 4는 실시예 1 ~ 3 및 비교예 1에 따른 시편들에 대한 선저 외판 환경에서의 부식속도를 측정한 결과를 나타낸 것이고, 도 3은 실시예 1 ~ 3 및 비교예 1에 따른 시편들에 대한 선저 외판 환경에서의 부식시험 결과를 나타낸 그래프이다.
[표 4]
표 4 및 도 3을 참조하면, 실시예 1 ~ 3에 따른 시편들의 경우에는 부식율(corrosion rate)이 0.49 ~ 0.61mm/year로 측정되었다. 반면, 비교예 1에 따른 시편의 경우에는 부식속도 규격에 해당하는 목표값이 1mm/year를 벗어난 3.86mm/year로 측정되었다.
4. 상갑판 부식성 평가
실시예 1 ~ 3 및 비교예 1에 따른 시편들을 플라즈마 커팅으로 60mm(가로)*25mm(세로)*5mm(두께)의 크기로 절단한 후, 직육면체 형상을 갖는 반응조의 내부 천장에 각각의 시편들을 매달았다. 이때, 반응조의 높이는 265mm, 폭은 350mm인 것이 이용되었으며, 반응조의 바닥면으로부터 85mm의 높이까지 탈이온수를 채웠다. 그리고, 가스 주입 튜브는 반응조의 천장을 관통시켜 탈이온수에 잠기도록 설치하였으며, 가스 배출 튜브는 반응조의 천장을 관통시켜 탈이온수와 이격된 내부 중앙에 배치되도록 설치하였다.
이후, 가스 주입 튜브에 (H2O + N2 + SO2) + H2S의 혼합 가스를 21일, 49일, 77일 및 98일간 투입한 후, 각 시편의 노출면을 #600 SiC 페이퍼로 왕복 60회 동안 표면 연마를 실시한 후, 테스트 전후의 무게 변화량을 측정하여 부식속도를 계산하였다. 이때, 부식속도는 25년 두께손실 추정치를 감안하여 산출하였다.
표 5는 실시예 1 ~ 3 및 비교예 1에 따른 시편들에 대한 상강판 부식 환경에서의 부식속도를 측정한 결과를 나타낸 것이고, 도 4는 실시예 1 ~ 3 및 비교예 1에 따른 시편들에 대한 상갑판 환경에서의 부식시험 결과를 나타낸 그래프이다.
[표 5]
표 5 및 도 4를 참조하면, 실시예 1 ~ 3에 따른 시편들의 경우에는 25년 추정치의 부식 손실이 0.87 ~ 1.40mm로 측정되었다. 반면, 비교예 1에 따른 시편의 경우에는 25년 추정치의 부식 손실이 목표값을 벗어나는 3.12mm로 측정되었다.
위의 실험 결과들로부터 알 수 있는 바와 같이, 실시예 1 ~ 3에 따른 시편들의 경우, 선저 외판 환경 및 상갑판 환경에서 내식성이 모두 우수한 특성을 나타내는 것을 확인하였다.
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
S120 : 1차 압연 단계
S130 : 2차 압연 단계
S140 : 냉각 단계
Claims (7)
- (a) 중량%로, C : 0.03 ~ 0.15%, Si : 0.6% 이하, Mn : 0.5 ~ 1.8%, P : 0.02% 이하, S : 0.01% 이하, Ni : 0.1 ~ 1.0%, Mo : 0.1 ~ 1.0%, Al : 0.1% 이하, Cu : 0.1 ~ 0.5%, Ti : 0.05% 이하, Nb : 0.005 ~ 0.050%, N : 0.008% 이하, Sn : 0.001 ~ 0.5%, Sb : 0.001 ~ 0.5% 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 RDT(Roughing Delivery Temperature) : 920 ~ 980℃ 조건으로 1차 압연하는 단계;
(c) 상기 1차 압연된 판재를 FRT(Finishing Rolling Temperature) : 800 ~ 850℃ 조건으로 2차 압연하는 단계; 및
(d) 상기 2차 압연된 판재를 8 ~ 12℃/sec의 속도로 FCT(Final Cooling Temperature) : 500 ~ 540℃까지 냉각하는 단계;를 포함하는 것을 특징으로 하는 원유탱크용 강재 제조 방법.
- 제1항에 있어서,
상기 (a) 단계에서,
상기 슬라브 판재에는
중량%로, Cr : 0.5% 이하, V : 0.1% 이하 및 B : 0.0001 ~ 0.0050% 중 1종 이상이 더 포함되어 있는 것을 특징으로 하는 원유탱크용 강재 제조 방법.
- 제1항에 있어서,
상기 (d) 단계에서,
상기 냉각은
SCT(Start Cooling Temperature) : 750 ~ 800℃ 조건으로 실시하는 것을 특징으로 하는 원유탱크용 강재 제조 방법.
- 중량%로, C : 0.03 ~ 0.15%, Si : 0.6% 이하, Mn : 0.5 ~ 1.8%, P : 0.02% 이하, S : 0.01% 이하, Ni : 0.1 ~ 1.0%, Mo : 0.1 ~ 1.0%, Al : 0.1% 이하, Cu : 0.1 ~ 0.5%, Ti : 0.05% 이하, Nb : 0.005 ~ 0.050%, N : 0.008% 이하, Sn : 0.001 ~ 0.5%, Sb : 0.001 ~ 0.5% 및 나머지 철(Fe)과 불가피한 불순물로 이루어지며,
인장강도(TS) : 440 ~ 570MPa 및 항복강도(YS) : 315 ~ 450MPa을 갖는 것을 특징으로 하는 원유탱크용 강재.
- 제4항에 있어서,
상기 강재는
중량%로, Cr : 0.5% 이하, V : 0.1% 이하 및 B : 0.0001 ~ 0.0050% 중 1종 이상을 더 포함하는 것을 특징으로 하는 원유탱크용 강재.
- 제4항에 있어서,
상기 강재는
-40℃에서의 충격흡수에너지 : 300 ~ 360J을 갖는 것을 특징으로 하는 원유탱크용 강재.
- 제4항에 있어서,
상기 강재는
선저 외판(bottom plate)의 부식 속도 규격 : 1mm/year 이하 및 상갑판(upper deck)의 부식속도 규격 : 25년 두께손실 2mm 이하를 만족하는 것을 특징으로 하는 원유탱크용 강재.
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| KR1020130165566A KR20150077549A (ko) | 2013-12-27 | 2013-12-27 | 원유탱크용 강재 및 그 제조 방법 |
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| KR (1) | KR20150077549A (ko) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN106676415A (zh) * | 2015-11-06 | 2017-05-17 | 攀钢集团攀枝花钢铁研究院有限公司 | 含铬氮耐大气腐蚀型钢钢水和耐大气腐蚀型钢及其生产方法 |
-
2013
- 2013-12-27 KR KR1020130165566A patent/KR20150077549A/ko not_active Application Discontinuation
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