KR20220071037A - 극후물 강재 및 그 제조방법 - Google Patents

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Abstract

본 발명은, 극후물의 강재의 중심부 열간압연을 용이하게 하여, 재질 편차를 최소화하고, 목표 강도를 확보하고 저온인성을 증가된 극후물 강재 및 그 제조방법을 제공한다. 본 발명의 일 실시예에 의하면, 상기 극후물 강재는, 중량%로, 탄소(C): 0.045% ~ 0.075%, 실리콘(Si): 0.15% ~ 0.25%, 망간(Mn): 1.3% ~ 1.5%, 알루미늄(Al): 0% 초과 ~ 0.055%, 구리(Cu): 0.2% ~ 0.3%, 니오븀(Nb): 0.015% ~ 0.025%, 니켈(Ni): 0.1% ~ 0.2%, 크롬(Cr): 0% 초과 ~ 0.08%, 티타늄(Ti): 0.001% ~ 0.003%, 바나듐(V): 0% 초과 ~ 0.01%, 몰리브덴(Mo): 0% 초과 ~ 0.08%, 보론(B): 0% 초과 ~ 0.0005%, 인(P): 0% 초과 ~ 0.01%, 황(S): 0% 초과 ~ 0.002%, 및 잔부는 철(Fe) 및 기타 불가피한 불순물을 포함한다.

Description

극후물 강재 및 그 제조방법{Extremely thick steel and method of manufactured the same}
본 발명의 기술적 사상은 극후물 강재에 관한 것으로서, 보다 상세하게는 극후물의 강재의 중심부 열간압연을 용이하게 하여, 재질 편차를 최소화하고, 목표 강도를 확보하고 저온인성을 증가된 극후물 강재 및 그 제조방법에 관한 것이다.
최근 구조물의 고층화 및 선박의 대형화 추세에 따라 요구되는 강판의 두께도 80 mm 이상으로 증가하고 있으며, 105 mm 두께(105T) 이상의 극후물의 사용도 증가되고 있다. 현재, 슬라브 강재를 재가열하여 초기 오스테나이트 조직 제어 및 압하력 증대를 강압하 기술을 적용하여 중심부 물성치를 만족시키는 기술을 적용하고는 있지만, 극후물 제품의 경우 압연 진행시 압연기의 과부화 및 형상제어 등의 문제가 생겨 압연 패스 당 압하력을 증가시키기에 어려움이 있다. 또한, 유럽 수출재의 경우 용접 특성 확보 및 기본 단가의 문제로 합금성분에 대한 제한이 있으므로, 80 mm 이상의 두께에서 합금원소 투입을 통한 강도를 확보하기 어려운 상황이다.
특히, 슬라브형 강재의 중심부는 열의 집중으로 인하여 연화되어, 두께가 두꺼운 극후물의 경우에는 열간 압연이 어려울 수 있고, 편석 및 조직 조대화의 발생으로, 재질 편차 발생, 연신율 저하 및 저온 인성 저하가 발생할 수 있다.
한국특허출원번호 제10-2018-0073809호
본 발명의 기술적 사상이 이루고자 하는 기술적 과제는 극후물의 강재의 중심부 열간압연을 용이하게 하여, 재질 편차를 최소화하고, 목표 강도를 확보하고 저온인성을 증가된 극후물 강재 및 그 제조방법을 제공하는 것이다.
그러나 이러한 과제는 예시적인 것으로, 본 발명의 기술적 사상은 이에 한정되는 것은 아니다.
본 발명의 일 관점에 의하면, 극후물의 강재의 중심부 열간압연을 용이하게 하여, 재질 편차를 최소화하고, 목표 강도를 확보하고 저온인성을 증가된 극후물 강재 및 그 제조방법을 제공한다.
본 발명의 일 실시예에 의하면, 상기 극후물 강재는, 중량%로, 탄소(C): 0.045% ~ 0.075%, 실리콘(Si): 0.15% ~ 0.25%, 망간(Mn): 1.3% ~ 1.5%, 알루미늄(Al): 0% 초과 ~ 0.055%, 구리(Cu): 0.2% ~ 0.3%, 니오븀(Nb): 0.015% ~ 0.025%, 니켈(Ni): 0.1% ~ 0.2%, 크롬(Cr): 0% 초과 ~ 0.08%, 티타늄(Ti): 0.001% ~ 0.003%, 바나듐(V): 0% 초과 ~ 0.01%, 몰리브덴(Mo): 0% 초과 ~ 0.08%, 보론(B): 0% 초과 ~ 0.0005%, 인(P): 0% 초과 ~ 0.01%, 황(S): 0% 초과 ~ 0.002%, 및 잔부는 철(Fe) 및 기타 불가피한 불순물을 포함하고, -50℃ 에서의 저온충격인성: 300 J ~ 450 J 을 만족할 수 있다.
본 발명의 일 실시예에 의하면, 상기 극후물 강재는, 인장강도(TS): 430 MPa ~ 590 MPa, 항복강도(YS): 320 MPa ~ 500 MPa, 연신율(EL): 20% ~ 30%, 및 두께방향 Z인장 감소영역(RA): 75 ~ 95을 만족할 수 있다.
본 발명의 일 실시예에 의하면, 상기 극후물 강재는, 두께의 1/2 지점에서 -50℃ 에서의 저온충격인성: 300 J ~ 450 J을 만족할 수 있다.
본 발명의 일 실시예에 의하면, 상기 극후물 강재는, 두께의 1/4 지점에서 -50℃ 에서의 저온충격인성: 300 J ~ 450 J을 만족할 수 있다.
본 발명의 일 실시예에 의하면, 상기 극후물 강재의 제조방법은, 중량%로, 탄소(C): 0.045% ~ 0.075%, 실리콘(Si): 0.15% ~ 0.25%, 망간(Mn): 1.3% ~ 1.5%, 알루미늄(Al): 0% 초과 ~ 0.055%, 구리(Cu): 0.2% ~ 0.3%, 니오븀(Nb): 0.015% ~ 0.025%, 니켈(Ni): 0.1% ~ 0.2%, 크롬(Cr): 0% 초과 ~ 0.08%, 티타늄(Ti): 0.001% ~ 0.003%, 바나듐(V): 0% 초과 ~ 0.01%, 몰리브덴(Mo): 0% 초과 ~ 0.08%, 보론(B): 0% 초과 ~ 0.0005%, 인(P): 0% 초과 ~ 0.01%, 황(S): 0% 초과 ~ 0.002%, 및 잔부는 철(Fe) 및 기타 불가피한 불순물을 포함하는 강재를 1,000℃ ~ 1,100℃의 재가열 온도에서 재가열하는 단계; 상기 재가열된 강재를 1차 열간압연하는 단계; 상기 강재를 공기 중에서 300 초 ~ 1500초 동안 공랭하는 공랭대기 단계; 및 상기 공랭대기된 강재를 750℃ ~ 840℃ 의 열간압연 종료온도에서 종료되도록 2차 열간압연하는 단계;를 포함할 수 있다.
본 발명의 일 실시예에 의하면, 상기 1차 열간압연하는 단계에서 패스 당 압하율의 최대값은 8% ~ 15% 일 수 있다.
본 발명의 일 실시예에 의하면, 상기 2차 열간압연하는 단계를 수행한 후에, 상기 2차 열간압연된 강재를 냉각하는 단계;를 더 포함할 수 있다.
본 발명의 일 실시예에 의하면, 상기 극후물 강재의 제조방법에 의하여 제조된 극후물 강재는, 인장강도(TS): 430 MPa ~ 590 MPa, 항복강도(YS): 320 MPa ~ 500 MPa, 연신율(EL): 20% ~ 30%, -50℃ 에서의 저온충격인성: 300 J ~ 450 J, 및 두께방향 Z인장 감소영역(RA): 75 ~ 95을 만족할 수 있다.
본 발명의 일 실시예에 의하면, 상기 극후물 강재의 제조방법에 의하여 제조된 극후물 강재는, 두께의 1/2 지점에서 -50℃ 에서의 저온충격인성: 300 J ~ 450 J을 만족하고, 두께의 1/4 지점에서 -50℃ 에서의 저온충격인성: 300 J ~ 450 J을 만족할 수 있다.
본 발명의 기술적 사상에 의할 경우, 극후물의 강재의 중심부 열간압연을 용이하게 하여, 재질 편차를 최소화하고, 목표 강도를 확보하고 저온인성을 증가된 극후물 강재 및 그 제조방법을 제공하는 것으로서, 황의 함량을 최소화하고, 1차 열간압연과 2차 열간압연 사이에 공랭시키는 공랭대기 시간을 증가시킴으로써, 중심부의 압연을 효과적으로 수행시킴으로써, 3:1 압하비를 압하비를 구현할 수 있고, 연신율과 저온충격인성을 증가시킬 수 있다.
특히, 합금 성분을 추가하지 않고, 황의 함량 관리의 기준을 강화하여 극후물 강재에 대한 청정도 확보를 구현하고, MnS 와 같은 개재물의 형성을 줄임으로써, 용접 구조물에 사용 될 때 라멜라 쪼개짐(Lamellar tearing)에 대한 저항성을 확보할 수 있다. 또한 추가적으로 극후물 강재 생산시의 중심부 물성 확보를 위한 중심부 압하가 최대한 많이 가해지는 공법을 활용할 수 있으므로, 극후물 강재의 생산 가능 범위를 확대시킬 수 있다.
이러한, 상기 극후물 강재는, 구조용 강재, 특히 건축용 강재에 사용되는 50 KG 급 극후물 강재에 적용될 수 있고, 제어압연으로 제조되는 80t 초과 극후물 강재에 적용될 수 있다.
상술한 본 발명의 효과들은 예시적으로 기재되었고, 이러한 효과들에 의해 본 발명의 범위가 한정되는 것은 아니다.
도 1은 본 발명의 실시예에 따른 극후물 강재의 제조방법을 개략적으로 나타낸 공정 순서도이다.
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.
두께가 두꺼운 극후물 강재, 예를 들어 105T 극후물 강재를 생산할 경우에는, 슬라브 상태에서 존재하는 중심부 편석을 완화 및 조직 미세화를 위해 중심부 압하를 수행하는 강화법이 활용되고 있다, 따라서 3:1 압하비가 추천되고 있다.
이러한 극후물 강재는 중심부의 물성 확보가 중요한 요소이며, 이를 위해서는 황의 함량을 매우 낮게 관리하여 슬라브 건전성을 확보하고, 중심부 강압하가 요구된다.
상기 슬라브 건전성 확보를 위해, 개재물의 형상을 제어하는 방법이 있다. 예를 들어, 합금에 칼슘(Ca)을 첨가하여 개재물을 구상화 시키는 방법이 주로 이용되었다. 그러나, 상기 방법은 주된 개재물인 MnS 의 형성 자체를 막지 못할 뿐만 아니라, 황의 편석으로 인한 두께방향 인장 취화를 방지하기 어려운 한계가 있다. 따라서, 개재물 및 편석의 원인이 되는 황(S)의 함량을 감소시켜, 두께방향, 즉 슬라브 건전성을 확보하고자 하였다.
상기 슬라브 건전성을 확보하기 위한 다른 방법으로 중심부 강압하 방법이 있다. 예를 들어, 300 mm 두께의 슬라브를 105 mm (105T) 강재로 만들기 위해서는 압하비가 약 2.85:1로 후물재 목표 압하비 3:1 압하비 만족시킬 수 없다. 따라서, 압하비를 늘리지 못하므로, 중심부 강압하를 주기 위한 방법을 적용할 수 있다.
본 발명의 기술적 사상에 따르면, 상기 중심부 강압하는 열간압연 사이에 수행되는 공냉 시간을 증가시켜, 슬라브의 표면 경화층을 확보함에 따라 동일한 압하중을 인가하는 경우에, 표면보다 부드러운 중심부에 강압하가 인가되도록 유도할 수 있다.
이하 첨부된 도면을 참조하여 본 발명의 바람직한 실시예에 따른 극후물 강재 및 그 제조 방법에 관하여 상세히 설명하면 다음과 같다.
극후물 강재
본 발명에 따른 극후물 강재는, 중량%로, 탄소(C): 0.045% ~ 0.075%, 실리콘(Si): 0.15% ~ 0.25%, 망간(Mn): 1.3% ~ 1.5%, 알루미늄(Al): 0% 초과 ~ 0.055%, 구리(Cu): 0.2% ~ 0.3%, 니오븀(Nb): 0.015% ~ 0.025%, 니켈(Ni): 0.1% ~ 0.2%, 크롬(Cr): 0% 초과 ~ 0.08%, 티타늄(Ti): 0.001% ~ 0.003%, 바나듐(V): 0% 초과 ~ 0.01%, 몰리브덴(Mo): 0% 초과 ~ 0.08%, 보론(B): 0% 초과 ~ 0.0005%, 인(P): 0% 초과 ~ 0.01%, 황(S): 0% 초과 ~ 0.002%, 및 잔부는 철(Fe) 및 기타 불가피한 불순물을 포함한다.
이하, 본 발명에 따른 극후물 강재에 포함되는 각 성분의 역할 및 그 함량에 대하여 설명하면 다음과 같다. 이때, 성분 원소의 함유량은 모두 중량%를 의미한다.
탄소(C): 0.045% ~ 0.075%,
탄소는 강재의 강도를 확보하기 위해 첨가된다. 탄소의 함량이 0.045% 미만인 경우에는, 강도가 저하될 수 있다. 탄소의 함량이 0.075%를 초과하는 경우에는, 강재의 강도는 증가하나 저온 충격인성 및 용접성이 저하될 수 있다. 따라서, 탄소는 극후물 강재 전체 중량의 0.045% ~ 0.075%로 첨가하는 것이 바람직하다.
실리콘(Si): 0.15% ~ 0.25%
실리콘은 제강공정에서 강 중의 산소를 제거하기 위한 탈산제로 첨가된다. 또한, 실리콘은 고용강화 효과를 갖는다. 실리콘의 함량이 0.15% 미만인 경우에는, 상기의 실리콘 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 실리콘의 함량이 0.25%를 초과하는 경우에는, 강재 표면에 비금속 개재물을 과다 형성하여 인성을 저하시킬 수 있다. 따라서, 실리콘은 극후물 강재 전체 중량의 0.15% ~ 0.25%로 첨가하는 것이 바람직하다.
망간(Mn): 1.3% ~ 1.5%
망간은 오스테나이트 안정화 원소로서, Ar3 점을 낮추어 제어압연 온도 영역을 확대시킴으로써 압연에 의한 결정립을 미세화시켜 강도 및 인성을 향상시키는 역할을 한다. 망간의 함량이 1.3% 미만인 경우에는, 제2상 조직의 분율이 저하되어 강도 확보에 어려움이 따를 수 있다. 망간의 함량이 1.5%를 초과하는 경우에는, 강에 고용된 황을 MnS로 석출하여 저온 충격 인성을 저하시킬 수 있다. 따라서, 망간은 극후물 강재 전체 중량의 1.3% ~ 1.5%로 첨가하는 것이 바람직하다.
알루미늄(Al): 0% 초과 ~ 0.055%
알루미늄은 강 중의 산소를 제거하기 위한 탈산제 역할을 한다. 알루미늄의 함량이 0.055%를 초과하는 경우에는, 비금속 개재물인 알루미늄 산화물을 형성하여 저온 충격인성을 저하시킬 수 있다. 따라서, 알루미늄은 극후물 강재 전체 중량의 0% 초과 ~ 0.055%로 첨가하는 것이 바람직하다.
구리(Cu): 0.2% ~ 0.3%
구리는 니켈과 함께 강의 경화능 및 저온 충격인성을 향상시키는 역할을 한다. 구리의 함량이 0.2% 미만인 경우에는, 구리의 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 구리의 함량이 0.3%를 초과하는 경우에는, 고용 한도를 초과하기 때문에 더 이상의 강도 증가에 기여하지 못하며, 적열취성을 유발할 수 있다. 따라서, 구리는 극후물 강재 전체 중량의 0.2% ~ 0.3%로 첨가하는 것이 바람직하다.
니오븀(Nb): 0.015% ~ 0.025%
니오븀은 고온에서 탄소 및 질소와 결합하여 탄화물 또는 질화물을 형성한다. 니오븀계 탄화물 또는 질화물은 압연시 결정립 성장을 억제하여 결정립을 미세화시킴으로써 강재의 강도와 저온인성을 향상시킨다. 니오븀의 함량이 0.015% 미만인 경우에는, 니오븀 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 니오븀의 함량이 0.025%를 초과하는 경우에는, 강재의 용접성을 저하시키며, 니오븀 함량 증가에 따른 강도와 저온인성은 더 이상 향상되지 않고 페라이트 내에 고용된 상태로 존재하여 오히려 충격인성을 저하시킬 있다. 따라서, 니오븀은 극후물 강재 전체 중량의 0.015% ~ 0.025%로 첨가하는 것이 바람직하다.
니켈(Ni): 0.1% ~ 0.2%
니켈은 결정립을 미세화하고 오스테나이트 및 페라이트에 고용되어 기지를 강화시킨다. 특히 니켈은 저온 충격인성을 향상시키는데 효과적인 원소이다. 니켈의 함량이 0.1% 미만인 경우에는, 니켈 첨가 효과를 제대로 발휘할 수 없다. 니켈의 함량이 0.2%를 초과하는 경우에는, 적열취성을 유발할 수 있다. 따라서, 니켈은 극후물 강재 전체 중량의 0.1% ~ 0.2%로 첨가하는 것이 바람직하다.
크롬(Cr): 0% 초과 ~ 0.08%
크롬은 강도를 확보하기 위해 첨가되는 유효한 원소이다. 크롬의 함량이 0.08%를 초과하는 경우에는, 용접성이나 열영향부(HAZ) 인성을 저하시킬 수 있다. 따라서, 크롬은 극후물 강재 전체 중량의 0% 초과 ~ 0.08%로 첨가하는 것이 바람직하다.
티타늄(Ti): 0.001% ~ 0.003%
티타늄은 고온안정성이 높은 Ti(C, N) 석출물을 생성시킴으로써, 용접시 오스테나이트 결정립 성장을 방해하여 용접부의 조직을 미세화시킴으로써 열연 강판의 인성 및 강도를 향상시키는 효과를 갖는다. 티타늄의 함량이 0.001% 미만인 경우에는, 석출을 하지 않고 남은 고용탄소와 고용질소로 인해 시효경화를 발생할 수 있다. 티타늄의 함량이 0.003%를 초과하는 경우에는, 조대한 석출물을 생성시킴으로써 강재의 저온충격 특성을 저하시키며, 더 이상의 첨가 효과 없이 제조 비용을 상승시킬 수 있다. 따라서, 티타늄은 극후물 강재 전체 중량의 0.001% ~ 0.003%로 첨가하는 것이 바람직하다.
바나듐(V): 0% 초과 ~ 0.01%
바나듐은 강 내에서 탄화물의 형태로 석출되는 주요 원소이다. 상기 바나듐의 첨가 목적은 석출물 형성에 따른 초기 오스테나이트 결정립 미세화를 통한 잔류 오스테나이트 안정도 확보 및 강도 향상, 페라이트 결정립 미세화 및 페라이트 내 석출물의 존재에 의한 석출 경화에 있다. 바나듐의 함량이 0.01%를 초과하는 경우에는, 재질 저하 및 제조 원가 상승을 야기할 수 있다. 따라서, 바나듐은 극후물 강재 전체 중량의 0% 초과 ~ 0.01%로 첨가하는 것이 바람직하다.
몰리브덴(Mo): 0% 초과 ~ 0.08%
몰리브덴은 페라이트 미세화 및 이에 따른 페라이트 강도 향상의 효과가 있다. 몰리브덴의 함량이 0.08%를 초과하는 경우에는, 연신율이 크게 감소할 수 있다. 따라서, 몰리브덴 극후물 강재 전체 중량의 0% 초과 ~ 0.08%로 첨가하는 것이 바람직하다.
보론(B): 0% 초과 ~ 0.0005%
보론은 강력한 소입성 원소로서, 인의 편석을 막아 강도를 향상시키는 역할을 한다. 만일, 인의 편석이 발생할 경우에는 2차 가공취성이 발생할 수 있으므로, 보론을 첨가하여 인의 편석을 막아 가공취성에 대한 저항성을 증가시킨다. 보론의 함량이 0.0005%를 초과하는 경우에는, 보론 산화물의 형성으로 강재의 표면 품질을 저해할 수 있다. 따라서, 보론은 극후물 강재 전체 중량의 0% 초과 ~ 0.0005%로 첨가하는 것이 바람직하다.
인(P): 0% 초과 ~ 0.01%
인은 강도 향상에 일부 기여하나, 용접부 인성 및 저온 충격인성을 저하시키고, 중심 편석은 물론 미세 편석도 형성하여 재질에 좋지 않은 영향을 줄 수 있다. 따라서, 인은 함량이 낮으면 낮을수록 좋다. 따라서, 본 발명에서는 인은 극후물 강재 전체 중량의 0% 초과 ~ 0.01%로 제한하였다.
황(S): 0% 초과 ~ 0.002%
황은 인과 함께 강의 제조 시 불가피하게 함유되는 원소로서, MnS 와 같은 비금속개재물을 형성하고, 저융점 원소로서 입계 편석 가능성이 높아 인성을 저하시킨다. 황의 함량이 0.002 중량%를 초과하면 모재 및 용접부 인성을 크게 저하시킬 수 있다. 따라서, 본 발명에서는 황은 극후물 강재 전체 중량의 0% 초과 ~ 0.002%로 제한하였다.
상기 극후물 강재의 나머지 성분은 철(Fe)이다. 다만, 통상의 제조과정에서는 원료 또는 주위 환경으로부터 의도되지 않은 불순물들이 불가피하게 혼입될 수 있으므로, 이를 배제할 수는 없다. 이들 불순물들은 통상의 제조과정의 기술자라면 누구라도 알 수 있는 것이기 때문에 그 모든 내용을 본 명세서에서 특별히 언급하지는 않는다.
상기 극후물 강재는, 인장강도(TS): 430 MPa ~ 590 MPa, 항복강도(YS): 320 MPa ~ 500 MPa, 연신율(EL): 20% ~ 30%, -50℃ 에서의 저온충격인성: 300 J ~ 450 J, 및 두께방향 Z인장 감소영역(RA): 75 ~ 95을 만족한다.
상기 극후물 강재는, 두께의 1/2 지점(t/2)에서 -50℃ 에서의 저온충격인성: 300 J ~ 450 J을 만족할 수 있다.
상기 극후물 강재는, 두께의 1/4 지점(t/4)에서 -50℃ 에서의 저온충격인성: 300 J ~ 450 J을 만족할 수 있다.
이하 첨부된 도면을 참조하여 본 발명에 따른 극후물 강재의 제조방법에 관하여 설명한다.
극후물 강재의 제조방법
도 1은 본 발명의 실시예에 따른 극후물 강재의 제조방법을 나타낸 공정 순서도이다.
본 발명에 따른 극후물 강재의 제조방법에서 대상이 되는 강재인 반제품은 예시적으로 슬라브(slab)일 수 있다. 반제품 상태의 슬라브는 제강공정을 통해 소정의 조성의 용강을 얻은 다음에 연속주조공정을 통해 확보할 수 있다.
상기 강재는, 중량%로, 탄소(C): 0.045% ~ 0.075%, 실리콘(Si): 0.15% ~ 0.25%, 망간(Mn): 1.3% ~ 1.5%, 알루미늄(Al): 0% 초과 ~ 0.055%, 구리(Cu): 0.2% ~ 0.3%, 니오븀(Nb): 0.015% ~ 0.025%, 니켈(Ni): 0.1% ~ 0.2%, 크롬(Cr): 0% 초과 ~ 0.08%, 티타늄(Ti): 0.001% ~ 0.003%, 바나듐(V): 0% 초과 ~ 0.01%, 몰리브덴(Mo): 0% 초과 ~ 0.08%, 보론(B): 0% 초과 ~ 0.0005%, 인(P): 0% 초과 ~ 0.01%, 황(S): 0% 초과 ~ 0.002%, 및 잔부는 철(Fe) 및 기타 불가피한 불순물을 포함한다.
도 1을 참조하면, 본 발명의 실시예에 따른 극후물 강재의 제조방법은 재가열 단계(S110), 1차 열간압연 단계(S120), 공랭대기 단계(S130) 및 2차 열간압연 단계(S140)를 포함한다.
재가열 단계(S110)
재가열 단계(S110)에서는 상기의 조성을 갖는 강재를, 예를 들어 슬라브 판재를, 1,000℃ ~ 1,100℃의 재가열 온도(Slab Reheating Temperature, SRT)에서 재가열한다. 이러한 재가열을 통해, 주조 시 편석된 성분의 재고용 및 석출물의 재고용이 발생할 수 있다. 상기 재가열 온도가 1,000℃ 미만인 경우에는, 재가열 온도가 낮아 압연 부하가 커질 수 있고, Nb계 석출물인 NbC, NbN 등의 고용 온도에 이르지 못해 열간압연 시 미세한 석출물로 재석출되지 못하여 오스테나이트의 결정립 성장을 억제하지 못해 오스테나이트 결정립이 급격히 조대화될 수 있다. 상기 재가열 온도가 1,100℃를 초과할 경우에는 오스테나이트 결정립이 급격히 조대화되어 제조되는 강판의 강도 및 저온인성 확보가 어려울 수 있다. 상기 재가열 단계(S110)는 반드시 수행되어야 하는 것은 아니나, 석출물의 재고용 등의 효과를 도출하기 위하여 실시하는 것이 바람직하다.
1차 열간압연 단계(S120)
1차 열간압연 단계(S120)에서는 상기 재가열된 강재를 1차 열간압연을 실시한다. 상기 1차 열간압연 단계는 조압연 단계로 지칭될 수 있다. 상기 1차 열간압연 단계는, 고르기 압연 단계, 폭내기 압연 단계, 및 길이내기 압연 단계로 구성될 수 있다. 상기 고르기 압연은 최소한의 횟수로 실시할 수 있고, 1회 ~ 2회의 횟수로 실시할 수 있고, 바람직하게는 1회 실시할 수 있다. 상기 폭내기 압연은 3회 ~ 5회의 횟수로 실시할 수 있다. 상기 길이내기 압연은 3회 ~ 5회의 횟수로 실시할 수 있다.
상기 1차 열간압연 단계에서 패스 당 압하율의 최대값은 8% 이상일 수 있고, 예를 들어 8% ~ 15%일 수 있다. 특히, 길이내기 압연 단계에서, 강압하를 적용하여 재결정 영역에서의 충분한 압하율을 강재에 부여할 수 있다. 상기 "패스"는 강재가 압연롤을 통과하는 것을 의미한다.
공랭대기 단계(S130)
공랭대기 단계(S130)에서는, 1차 열간압연 단계(S120)를 종료한 후, 공기 중에서 냉각이 수행되면서 상기 강재가 공기 중에서 대기하는 단계이다. 공랭대기 단계(S130)는, 예를 들어 300 초 ~ 1500초 동안 수행될 수 있다. 이러한 공랭대기 단계에 의하여 강재의 중심부가 단단해지게 되어, 후속의 2차 열간압연에 의한 압하가 가능하게 된다.
2차 열간압연 단계(S140)
2차 열간압연 단계(S140)에서는 1차 열간압연된 강재를 2차 열간압연을 실시한다. 상기 2차 열간압연 단계는 사상압연 단계로 지칭될 수 있다. 상기 2차 열간압연은 750℃ ~ 840℃의 열간압연 종료온도(finish rolling temperature, FRT)에서 종료될 수 있다. 상기 열간압연 종료온도가 750℃ 미만인 경우에는, 이상역 압연이 발생하여 균일하지 못한 조직이 형성됨으로써 저온 충격인성을 크게 저하시킬 수 있다. 상기 열간압연 종료온도가 840℃를 초과하는 경우에는, 연성 및 인성은 우수하나, 강도가 급격히 저하될 수 있다.
상기 1차 열간압연 단계(S120), 공랭대기 단계(S130), 및 2차 열간압연 단계(S140)는 연속적으로 수행될 수 있다. 상기 1차 열간압연과 2차 열간압연에 의하여 상기 강재는 강판을 형성할 수 있다.
도 1에는 도시하지는 않았지만, 상기 극후물 강재의 제조방법은, 2차 열간압연 단계(S140)를 수행한 후에 냉각 단계를 더 포함할 수 있다. 상기 냉각 단계에서는 2차 열간압연된 강재를 냉각한다. 이때, 냉각은 상온까지 이루어질 수 있으며, 수냉을 이용하는 강제 냉각 또는 공냉을 이용하는 자연 냉각으로 진행될 수 있다. 이때, 상온은 약 1℃ ~ 40℃가 될 수 있다.
이에 따라 형성된 상기 극후물 강재는 90 mm ~ 110 mm (또는, 90T ~ 110T)의 두께를 가질 수 있다.
실험예
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. 여기에 기재되지 않은 내용은 이 기술 분야에서 숙련된 자이면 충분히 기술적으로 유추할 수 있는 것이므로 그 설명을 생략하기로 한다.
표 1은 극후물 강재의 제조방법에 사용된 극후물 강재의 조성을 나타낸다. 표 1에서 잔부는 철(Fe)과 제강 공정 등에서 불가피하게 함유되는 불순물로 이루어진다. 단위는 중량%이다. 실시예와 비교예는 동일한 조성의 강재를 사용하였고, 열간 압연 후 두께는 105 mm (105T) 이었다.
성분 C Si Mn Al Cu Nb Ni
함량 0.06 0.2 1.4 0.03 0.25 0.02 0.15
성분 Cr Ti V Mo B P S
함량 0.04 0.002 0.005 0.04 0.0003 0.005 0.001
표 2는 실시예와 비교예의 공정 조건 값들을 나타낸다.
구분 재가열온도
(℃)		 열간압연
종료온도
(℃)		 공랭대기 시간
(초)		 압하율
비교예 1,050 800 216 8% 이상
실시예 1,050 800 807 8% 이상
표 3은 상기 제조된 극후물 강재에 대하여, 기계적 물성으로서, 항복강도(YS), 인장강도(TS), 연신율(EL), 저온충격인성, 및 두께방향 Z인장 감소영역(RA)을 각각 측정하여 그 결과를 나타낸다.
구분 인장강도
(MPa)		 항복강도
(MPa)		 연신율
(%)		 -50℃에서의
저온충격인성 (J)		 RA
-
1/4 t 1/2 t
비교예 582.4 476.8 21 177 18 -
실시예 516.2 390.1 25 386 362 85
표 1 내지 표 3을 참조하면, 비교예는 1차 열간압연과 2차 열간압연 사이의 공랭대기 시간을 216초 동안 수행한 반면, 실시예는 807초를 수행하였다. 실시예는, 인장강도 및 항복강도는 비교예에 비하여 낮은 수치를 나타내었으나, 목표 범위를 만족하였고, 연신율은 증가되었다.가장 두드러진 변화는, -50℃ 에서의 저온 충격인성으로서, 실시예는 비교예에 비하여 1/4t에서는 약 2배 이상, 1/2t 에서는 20배 이상의 수치를 나타내었다.
또한, 일반적인 극후물 강재에 비하여, 본 발명의 기술적 사상에 따른 극후물 강재는 황의 함량을 최소화하도록 제어하여 청정도 확보를 구현하였고, 망간의 함유를 함께 감소시킴으로써, MnS 와 같은 개재물의 형성을 감소시켜 용접 구조물에 사용 될 때 라멜라 쪼개짐(Lamellar tearing)에 대한 저항성을 확보할 수 있다.
이상에서 설명한 본 발명의 기술적 사상이 전술한 실시예 및 첨부된 도면에 한정되지 않으며, 본 발명의 기술적 사상을 벗어나지 않는 범위 내에서 여러 가지 치환, 변형 및 변경이 가능하다는 것은, 본 발명의 기술적 사상이 속하는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 자에게 있어 명백할 것이다.

Claims (9)

  1. 중량%로, 탄소(C): 0.045% ~ 0.075%, 실리콘(Si): 0.15% ~ 0.25%, 망간(Mn): 1.3% ~ 1.5%, 알루미늄(Al): 0% 초과 ~ 0.055%, 구리(Cu): 0.2% ~ 0.3%, 니오븀(Nb): 0.015% ~ 0.025%, 니켈(Ni): 0.1% ~ 0.2%, 크롬(Cr): 0% 초과 ~ 0.08%, 티타늄(Ti): 0.001% ~ 0.003%, 바나듐(V): 0% 초과 ~ 0.01%, 몰리브덴(Mo): 0% 초과 ~ 0.08%, 보론(B): 0% 초과 ~ 0.0005%, 인(P): 0% 초과 ~ 0.01%, 황(S): 0% 초과 ~ 0.002%, 및 잔부는 철(Fe) 및 기타 불가피한 불순물을 포함하고,
    -50℃ 에서의 저온충격인성: 300 J ~ 450 J 을 만족하는,
    극후물 강재.
  2. 제 1 항에 있어서,
    상기 극후물 강재는,
    인장강도(TS): 430 MPa ~ 590 MPa, 항복강도(YS): 320 MPa ~ 500 MPa, 연신율(EL): 20% ~ 30%, 및 두께방향 Z인장 감소영역(RA): 75 ~ 95을 만족하는,
    극후물 강재.
  3. 제 1 항에 있어서,
    상기 극후물 강재는,
    두께의 1/2 지점에서 -50℃ 에서의 저온충격인성: 300 J ~ 450 J을 만족하는,
    극후물 강재.
  4. 제 1 항에 있어서,
    상기 극후물 강재는,
    두께의 1/4 지점에서 -50℃ 에서의 저온충격인성: 300 J ~ 450 J을 만족하는,
    극후물 강재.
  5. 중량%로, 탄소(C): 0.045% ~ 0.075%, 실리콘(Si): 0.15% ~ 0.25%, 망간(Mn): 1.3% ~ 1.5%, 알루미늄(Al): 0% 초과 ~ 0.055%, 구리(Cu): 0.2% ~ 0.3%, 니오븀(Nb): 0.015% ~ 0.025%, 니켈(Ni): 0.1% ~ 0.2%, 크롬(Cr): 0% 초과 ~ 0.08%, 티타늄(Ti): 0.001% ~ 0.003%, 바나듐(V): 0% 초과 ~ 0.01%, 몰리브덴(Mo): 0% 초과 ~ 0.08%, 보론(B): 0% 초과 ~ 0.0005%, 인(P): 0% 초과 ~ 0.01%, 황(S): 0% 초과 ~ 0.002%, 및 잔부는 철(Fe) 및 기타 불가피한 불순물을 포함하는 강재를 1,000℃ ~ 1,100℃의 재가열 온도에서 재가열하는 단계;
    상기 재가열된 강재를 1차 열간압연하는 단계;
    상기 강재를 공기 중에서 300 초 ~ 1500초 동안 공랭하는 공랭대기 단계; 및
    상기 공랭대기된 강재를 750℃ ~ 840℃ 의 열간압연 종료온도에서 종료되도록 2차 열간압연하는 단계;를 포함하는,
    극후물 강재의 제조방법.
  6. 제 5 항에 있어서,
    상기 1차 열간압연하는 단계에서 패스 당 압하율의 최대값은 8% ~ 15% 인,
    극후물 강재의 제조방법.
  7. 제 5 항에 있어서,
    상기 2차 열간압연하는 단계를 수행한 후에,
    상기 2차 열간압연된 강재를 냉각하는 단계;를 더 포함하는,
    극후물 강재의 제조방법.
  8. 제 5 항에 있어서,
    상기 극후물 강재의 제조방법에 의하여 제조된 극후물 강재는,
    인장강도(TS): 430 MPa ~ 590 MPa, 항복강도(YS): 320 MPa ~ 500 MPa, 연신율(EL): 20% ~ 30%, -50℃ 에서의 저온충격인성: 300 J ~ 450 J, 및 두께방향 Z인장 감소영역(RA): 75 ~ 95을 만족하는,
    극후물 강재의 제조방법.
  9. 제 5 항에 있어서,
    상기 극후물 강재의 제조방법에 의하여 제조된 극후물 강재는,
    두께의 1/2 지점에서 -50℃ 에서의 저온충격인성: 300 J ~ 450 J을 만족하고,
    두께의 1/4 지점에서 -50℃ 에서의 저온충격인성: 300 J ~ 450 J을 만족하는,
    극후물 강재.
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