KR20240018092A

KR20240018092A - 고강도 오스테나이트 스테인리스강 및 그 제조방법

Info

Publication number: KR20240018092A
Application number: KR1020220095913A
Authority: KR
Inventors: 노한섭; 박미남; 김상석
Original assignee: 주식회사 포스코
Priority date: 2022-08-02
Filing date: 2022-08-02
Publication date: 2024-02-13

Abstract

본 발명은 중량%로 C: 0.005~0.05%, Si: 0.1~1%, P: 0.05%미만, S: 0.03%미만, Mn: 0.01~2%, Ni: 6~12%, Cr: 16.0~20.0%, Cu: 0.01~1.0% Mo: 0.01~1.0%, N: 0.01~0.1%을 함유하고, 나머지는 Fe 및 불가피한 불순물로 구성되며, 상온에서 오스테나이트 상안정성 지표인 식 (1)의 ASI-RT (Austenite Stability Index at Room Temperature)가 33.0 이하이고, 고온에서 재결정 지표인 식 (2)의 RCI-HT (ReCrystallization Index at High Temperature)가 -6.0 이상으로 식 (3)의 |(ASI-RT)×(RCI-HT)|가 191.9 이하이고, 열간압연 후 생산된 슬라브 또는 코일을 1000~1150℃ 소둔 후 두께감소율 50%이상의 최종냉간압연 후 800~900℃에서 최종소둔한 코일에 대해 두께 방향 중심부의 평균 결정립크기가 10㎛ 이하이며, 오스테나이트 상안정성 지표인 식 (4)의 ASI-LT (Austenite Stability Index at Low Temperature)가 39.5 이상으로 열유기마르텐사이트가 3% 미만이고, -163℃에서 700MPa 이상의 항복강도 및 -196℃에서 샤르피 V-노치 충격에너지 150J/cm² 이상인 고강도 및 저온충격인성이 우수한 오스테나이트 스테인리스강 및 이의 제조방법에 관한 것이다.

Description

고강도 오스테나이트 스테인리스강 및 그 제조방법{AUSTENITE STAINLESS STEEL AND MANUFACTURING METHOD THEREOF}

본 발명은 높은 강도와 저온인성을 지닌 오스테나이트 스테인리스강에 관한 것이다. 종래에 적용되고 있는 범용 STS 304L 및 STS 316L과 비교해 세립화에 의한 높은 항복강도 및 우수한 저온충격인성을 확보한 LNG 및 액화수소와 같은 저온액화가스의 저장 및 운송을 위한 탱크 및 배관 등의 기기류를 대상으로 한 오스테나이트 스테인리스강과 이의 제조방법에 관한 것이다.

최근 액화천연가스(LNG) 및 액화수소가스 수요 증가 및 시장 성장에 따라 저온액화가스 저장 및 운송에 필요한 탱크 및 배관 등에 대한 소요가 증대되고 있다. LNG는 화학성분 중 90% 이상을 차지하는 메탄의 끓는점은 -162℃이고, 액화수소가스는 끓는점이 -253℃로 극저온의 환경에서 주로 운용이 되고 있다. 오스테나이트 스테인리스강은 저온에서의 우수한 충격인성으로 인해 운송 및 저장용 기기에 주로 활용되고 있고, IGC코드 (IGC-Code Int. Code for the Construction and Equipment of Ships Carrying Liquefied Gases in Bulk (MSC.177(79)))에 따라 선박건조 시 STS 304L 이 주로 사용된다.

STS는 타 소재 대비 내부식성 및 용접이 용이하지만 200~250MPa 범위의 낮은 항복강도로 인해 탱크 및 배관 설계 시 요구되는 소재 중량이 높고, 피로 강도가 상대적으로 열위하다는 문제점이 있다. 이를 개선하기 위해 조질압연을 통한 가공경화 및 탄소, 질소와 같은 침입형 원소 첨가를 통한 고용강화로 항복강도를 증가시키는 방안이 있지만, 열연재 대비하여 조질재는 연신율 및 저온충격인성을 열위하게 만들고, 탄소 및 질소 고첨가강은 열연 시 귀터짐 및 용접 문제로 인해 액화가스용도로 적용 시 문제가 된다. 또한, 강재가 극저온 환경에 장시간 노출되는 경우 열유기마르텐사이트 변태 (Thermally-induced martensite transformation)로 인한 저온충격인성이 저하되는 문제가 발생한다. 따라서, 본 발명에서는 조질압연 후 저온소둔을 통한 재결정을 활용해 결정립을 미세화하는 제조 방안을 제시하였고, 이를 통해 강도, 상안정성 향상 및 저온충격인성을 확보하고자 한다.

한국 공개특허 10-2007-0067905 에서는 냉간압하율 및 소둔공정 온도를 조절해 강도 및 연성이 우수한 오스테나이트 스테인리스강의 미세립화를 제안하였다. 냉간압하율을 2회로 분할하여 1차압연 시 압하량 25% 이상, 2차압연 시 총압하량이 40% 이상이 되도록 하고, 광휘소둔방식으로 소둔온도를 800~1000℃로 제어하였다. 하지만, 상기 특허는 성분에 따른 오스테나이트 상안정성 차이로 인해 미세립화 정도 차이 및 이에 따른 저온강도 및 인성 변화를 기술하지 않았다.

한국 공개특허 10-2011-0004491 에서는 저온 수소 환경에 적응할 수 있는 오스테나이트계 고망간 스테인리스강을 제안하였다. 가공유기마르텐사이트변태 (Deformation-induced martensite transformation)에 대한 오스테나이트 상안정도 지표인 Md₃₀ 값을 -120＜Md₃₀＜-17 되도록 제어함으로써 극저온에서의 마르텐사이트변태를 억제하여 저온충격인성 및 내수소취성을 증가시켰다. 하지만, 최근 연구결과에서 가공유기마르텐사이트 변태와 열유기마르텐사이트변태 간에 차이가 있음이 보고되고 있어, 저온에서 마르텐사이트 변태는 상기 특허에서 활용한 Md₃₀과 다른 극저온 열역학안정성 관점에서 접근해야 한다.

Md₃₀ (℃) = 551-462(C+N)-9.2Si-8.1Mn-13.7Cr-29(Ni+Cu)-18.5Mo-68Nb

특허문헌 1. 한국 공개특허 10-2007-0067905 (2007.06.29.) 특허문헌 2. 한국 공개특허 10-2011-0004491 (2011.01.13.)

본 발명에서는 액화가스용 오스테나이트계 스테인리스강을 미세립화를 통해 저온강도 및 저온충격인성을 향상시키고자 한다. 기존 STS 304L은 극저온에서의 열상안정성 및 항복강도가 열위하므로, 상온 오스테나이트 상안정성과 고온 페라이트 상안정성을 제어함으로써 미세립화를 달성해 극저온에서의 높은 항복강도, 저온충격인성 및 오스테나이트 상안정성을 확보하는 것을 목적으로 한다.

상기한 바와 같은 목적을 달성하기 위하여, 본 발명에 따른 오스테나이트 스테인리스강은 중량%로, C: 0.005~0.05%, Si: 0.1~1%, P: 0.05%미만, S: 0.03%미만, Mn: 0.01~2%, Ni: 6~12%, Cr: 16.0~20.0%, Cu: 0.01~1.0% Mo: 0.01~1.0%, N: 0.01~0.1%을 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하며, 하기 식 (1)의 ASI-RT (Austenite Stability Index at Room Temperature)가 33.0 이하이고, 하기 식 (2)의 RCI-HT (ReCrystallization Index at High Temperature)가 -6.0 이상이고, 식 (4)의 ASI-LT (Austenite Stability Index at Low Temperature)가 39.5 이상이다.

식 (1): ASI-RT = 0.94Si+3.08Mn+0.97Cr+2.11Ni+29.0(C+N)-0.06CrNi-0.07CrMn-0.02NiMn ≤ 33.0

식 (2): RCI-HT = 0.33Si-0.96Mn-0.04Cr-0.92Ni-14.2(C+N)+0.02CrNi+0.03CrMn+0.03NiMn ≥ -6.0

식 (4): ASI-LT = 1.04Si+3.72Mn+1.34Cr+2.44Ni+36.5(C+N)-0.07CrNi-0.07CrMn-0.06NiMn≥39.5

본 발명은 상안정성 제어에 따라 미세립화 및 저온에서 장시간 침지 시 생성되는 열유기마르텐사이트 (Thermally-induced α´-martensite)가 3% 미만으로 포함되며, -163℃에서 700MPa 이상의 항복강도 및 -196℃에서 샤르피 V-노치 충격에너지가 150 J/cm² 이상인 고강도 및 저온충격인성이 우수한 오스테나이트 스텐인리스강을 제조할 수 있다.

도 1은 |(ASI-RT)×(RCI-HT)|에 따른 ASI-LT 변화에 관한 도이다.
도 2는 EBSD로 본원발명에 따른 미세조직을 관찰한 결과를 나타낸 도이다.

본 명세서가 실시예들의 모든 요소들을 설명하는 것은 아니며, 본 발명이 속하는 기술분야에서 일반적인 내용 또는 실시예들 간에 중복되는 내용은 생략한다.

또한 어떤 부분이 어떤 구성요소를 "포함"한다고 할 때, 이는 특별히 반대되는 기재가 없는 한 다른 구성요소를 제외하는 것이 아니라 다른 구성요소를 더 포함할 수 있는 것을 의미한다.

단수의 표현은 문맥상 명백하게 예외가 있지 않는 한, 복수의 표현을 포함한다.

이하, 본 발명을 첨부 도면을 참조하여 상세히 설명한다.

본 발명의 일 실시예에 따른 오스테나이트 스테인리스강은 중량%로, C: 0.005~0.05%, Si: 0.1~1%, P: 0.05%미만, S: 0.03%미만, Mn: 0.01~2%, Ni: 6~12%, Cr: 16.0~20.0%, Cu: 0.01~1.0% Mo: 0.01~1.0%, N: 0.01~0.1%을 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하며, 하기 식 (1)의 ASI-RT (Austenite Stability Index at Room Temperature)가 33.0 이하이고, 하기 식 (2)의 RCI-HT (ReCrystallization Index at High Temperature)가 -6.0 이상이고, 식 (4)의 ASI-LT (Austenite Stability Index at Low Temperature)가 39.5 이상이다.

식 (4): ASI-LT = 1.04Si+3.72Mn+1.34Cr+2.44Ni+36.5(C+N)-0.07CrNi-0.07CrMn-0.06NiMn ≥ 39.5

이하, 본 발명의 발명예에서의 합금성분 함량의 수치 한정 이유에 대하여 설명한다. 이하에서는 특별한 언급이 없는 한 단위는 중량%이다.

C: 0.005~0.05%

C는 저원가 오스테나이트 안정화원소이고, 침입형 원소로 고용강화효과에 의한 항복강도를 증가시킨다. 그러나 과잉 첨가된 경우에 용접 후 열영향부 내 Cr₂₃C₆ 등 탄화물입계석출로 인한 예민화 현상으로 연성, 인성 및 내식성 등을 저하로 0.05%이하로 제한한다.

Si: 0.1~1%

Si은 제강공정 중 탈산제 역할 및 내식성을 향상시킴에 있어 효과적이므로 0.1% 이상 첨가한다. 하지만, 과잉 첨가하는 경우 주조 시 포정반응에 의한 델타-페라이트상 형성으로 열간가공성을 저하로 1%이하로 제한한다.

P: 0.05% 미만, S: 0.03% 미만

P, S는 내식성 및 열간가공성을 저하시켜 가능한 적게 넣는다. 따라서, 각각 0.05%, 0.03%미만으로 제한한다.

Cr: 16.0~20.0%,

Cr은 내식성 및 상안정성을 확보하는데 필수적인 원소이다. 하지만 과잉 첨가 시, 주조 시 포정반응에 의한 델타-페라이트상을 형성으로 열간가공성을 저하시키므로 20.0%이하로 제한한다.

Ni: 6~12%

Ni은 오스테나이트상을 안정화시키는 강력한 원소이다. 오스테나이트 상안정성을 높이는 주요 원소로 열유기 및 가공유기마르텐사이트 변태를 억제해 극저온에서의 인성 저하를 방지하는데 효과적이나, 다량 첨가 시 미세립화를 저하시키는 요인으로 작용한다. 또한, 6%이상 첨가 시 열간가공성과 냉간가공성을 용이하게 하고, 고가의 원소이므로 다량 첨가 시 원료비 상승을 초래하여 12%이하로 제한한다.

Mn: 0.01~2%

Mn은 오스테나이트상을 안정화시키는 저렴한 원소이다. 열유기 및 가공유기마르텐사이트 변태를 억제해 저온충격인성을 증가시킨다. 하지만, 과잉 첨가 시 개재물(MnS)의 증가에 따라 강재의 내식성 및 열간가공성을 저하로 2%이하로 제한한다.

Cu: 0.01~1.0%

Cu는 오스테나이트상을 안정화시키는 원소로, 열유기 및 가공유기마르텐사이트 변태를 억제한다. 환원 환경에서의 내부식성을 향상시키는데 효과적이지만, 다량 첨가 시 Cu 응고편석에 의한 열간가공성을 저하시키므로 1.0%이하로 제한한다.

Mo: 0.01~1.0%

Mo는 스테인리스강의 내부식성을 향상시키는데 효과적인 원소이다. 하지만, 고가의 원소이며, 다량 첨가 시 강도 상승으로 냉간가공성을 저하시키므로 1.0% 이하로 제한한다.

N: 0.01~0.1%

N은 가장 저렴하며 오스테나이트상을 안정화시키는 강력한 원소이다. 고용강화에 따른 강도 증가와 내식성을 향상시키지만, 다량 첨가 시 극저온에서의 충격인성 저하로 0.1%이하로 제한한다.

일반적으로 오스테나이트계 스테인리스강은 냉간압연시 가공유기마르텐사이트상 (Mechanically-induced ε, α´-마르텐사이트)이 발달하게 된다. 이들 가공유기상은 일반적으로 오스테나이트 상안정도에 따라 다르게 발달하는 경향을 나타낸다. 상안정도가 낮은 오스테나이트 스테인리스강은 변형 초기 ε-마르텐사이트 밴드가 발달하게 되고, 변형량이 증가함에 따라 밴드 내 교차점으로부터 α´-마르텐사이트가 생성되게 된다. 50% 이상의 냉간압하율 (두께방향 두께감소율)을 가하게 되면, 전체 미세조직 내 80% 부피분율 이상의 α´-마르텐사이트가 생성되게 된다. 상기 조질재를 700~900℃에서 소둔을 실시하게 되면, 가공유기마르텐사이트상에서 오스테나이트상으로의 역변태 (Reversion transformation)가 발생한다. 상기 역변태 프로세스는 크게 2가지로 나뉜다. 확산역변태 (Diffusional reversion)와 전단역변태 (Shear reversion)로 구분되며, 소둔 단계에서 마르텐사이트상에서 오스테나이트상으로의 자유에너지 변화(ΔG_α-η))에 따라 결정되는 것으로 알려져 있다. 마르텐사이트 전단역변태가 확산역변태보다 더 많은 구동력(|ΔG_α-η|)을 필요로 한다. 따라서, 본 발명에서는 확산역변태를 활용해 재결정에 필요한 구동력을 낮추고자 하며, 마르텐사이트에서 오스테나이트로의 재결정을 쉽게 유도해 미세립 오스테나이트 스테인리스강을 제조하고자 하였다.

미세립화된 오스테나이트 스테인리스강은 기존의 범용강보다 우수한 항복강도를 지니게 된다. 하지만, 미세립화에 유리한 상안정도가 낮은 오스테나이트 스테인리스강은 극저온에서 열유기마르텐사이트상변태(Thermally-induced ε, α´-마르텐사이트)에 취약하다는 문제점이 있다. 오스테나이트 상안정성이 낮을수록 미세립화에는 유리하지만, 액화가스용도로 극저온 환경에서 사용 시 마르텐사이트 생성에 따른 충격인성 저하가 우려된다. 따라서, 미세립 조질재 제조를 위한 상온 및 고온의 상안정도와 액화가스 분위기 내 극저온 상안정도를 적절히 제어함으로써 미세립화된 오스테나이트계 스테인리스강이 강도 및 저온충격인성을 동시에 확보할 수 있도록 하였다.

오스테나이트상 및 마르텐사이트상의 상안정성 평가를 위해 열역학해석프로그램 Thermo-Calc. TCFE 6.0 열역학데이터 베이스를 활용하였고, 합금원소 함량 및 온도 변화에 따른 오스테나이트상 및 페라이트상의 자유에너지 변화를 계산하였고, 식 (1) 내지 식 (4)와 같은 상안정성 지수를 도출하였다.

오스테나이트 상안정성 지표인 하기 식 (1)의 ASI-RT (Austenite Stability Index at Room Temperature) 33.0 이하인 경우, 상온에서 조질단계에서 오스테나이트상에서 마르텐사이트상으로의 자유에너지 변화, ΔG_η-α(RT)가 -2.4 kJ/mol 이하인 합금계로 냉간압하율 50% 이상 시 대부분의 조직이 마르텐사이트로 쉽게 변태되어 미세립화에 유리하였다.

재결정 지표인 하기 식 (2)의 RCI-HT (ReCrystallization Index at High Temperature)가 -6.0 이상인 경우, 소둔 단계에서 마르텐사이트상에서 오스테나이트상으로의 자유에너지 변화가(ΔG_α-η(RT) (800℃)) -0.55 kJ/mol 이상으로 소둔 시 확산역변태에 의한 재결정이 유리하였다.

식 (2): RCI-HT = 0.33Si-0.96Mn+0.04Cr-0.92Ni-14.2(C+N)+0.02CrNi+0.03CrMn+0.03NiMn ≥ -6.0

따라서, 식 (3)의 |(ASI-RT)×(RCI-HT)|가 191.9 이하인 경우, 바람직하게는 191.9 이하인 경우, 최종 소둔된 코일의 두께 방향 중심부의 평균 결정립크기가 10㎛ 이하이고 (도 2 참조), -163℃에서 700MPa 이상의 항복강도를 확보할 수 있다. 또한, 오스테나이트 상안정성 지표인 식 (4)의 ASI-LT (Austenite Stability Index at Low Temperature)가 39.5 이상인 경우, 극저온에서 오스테나이트상에서 마르텐사이트로의 자유에너지 변화가 (ΔG_η-α(RT) (-200℃)) -4.0 kJ/mol 이상으로 극저온에 장시간 노출 시 열유기마르텐사이트 (Thermally-induced α'-martensite)가 3% 미만으로 발생하여 -196 ℃에서 샤르피 V-노치 충격에너지가 150 J/cm² 이상인 우수한 저온충격인성을 확보하였다.

또한, 본 발명의 또 다른 일 실시예에 따른 오스테나이트 스테인리스강은 하기 식 (3)의 |(ASI-RT)×(RCI-HT)|가 191.9 이하일 수 있다.

식 (3): |(ASI-RT)×(RCI-HT)|

또한, 본 발명의 또 다른 일 실시예에 따른 오스테나이트 스테인리스강은 두께 방향 중심부의 평균결정립크기가 10㎛이하일 수 있다.

또한, 본 발명의 또 다른 일 실시예에 따른 오스테나이트 스테인리스강은 항복강도가 700MPa 이상일 수 있다.

또한, 본 발명의 또 다른 일 실시예에 따른 오스테나이트 스테인리스강은 열유기마르텐사이트가 3% 미만으로 포함될 수 있다.

또한, 본 발명의 또 다른 일 실시예에 따른 오스테나이트 스테인리스강은 -196℃에서 샤르피 V-노치 충격에너지가 150J/cm² 이상일 수 있다.

또한, 본 발명의 일 실시예에 따른 오스테나이트 스테인리스강의 제조방법은, 중량%로, C: 0.005~0.05%, Si: 0.1~1%, P: 0.05%미만, S: 0.03%미만, Mn: 0.01~2%, Ni: 6~12%, Cr: 16.0~20.0%, Cu: 0.01~1.0% Mo: 0.01~1.0%, N: 0.01~0.1%을 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하는 잉곳을 제조하는 단계;

1200~1300°C에서 2시간 가열 후 10mm 두께로 열간압연하는 단계;

1050~1150°C 에서 10분간 용체화처리를 수행하고 수냉처리하는 단계;

두께 감소율 40~70%로 1~5 mm 두께의 냉간압하를 실시하는 단계; 및

800~900℃ 소둔열처리를 통해 미세립화를 실시하는 단계를 포함하고,

상기 열간압연 후 생산된 슬라브 또는 코일을 1000~1150℃ 소둔 후 두께감소율 50%이상 최종냉간압연 후 800~900℃에서 최종소둔한 코일에 대해 하기 식 (4)의 ASI-LT (Austenite Stability Index at Low Temperature)가 39.5 이상이다.

제시된 열간압연 온도범위 내 조업 시 오스테나이트상 확보 및 열연조업성에 유리하며, 이후 용체화처리를 통해 제조 중 발생한 가능한 탄질화물 등의 석출물 재용해에 유리하다. 이후 제시된 소둔열처리 온도범위 내 작업시 재결정에 따른 미세화에 가능하나, 이를 초과 시 결정립 조대화될 우려가 있다.

(발명예)

이하 본 발명의 바람직한 발명예를 통해 상세히 설명하기로 한다.

아래 표 1에 나타낸 다양한 합금 성분범위에 대해 잉곳용해 후 1250°C에서 2시간 가열 후 10mm 두께로 열간압연을 실시하였다. 1100°C 에서 10분간 용체화처리를 수행하고 수냉처리를 실시하였다. 상기 열연소둔재에 대해 두께 감소율 40~70%로 1~5 mm 두께의 냉간압하를 실시해 조질재를 제조하였다. 상기 조질재에 대해 800~900℃ 소둔열처리를 통해 미세립화를 실시하였다.

JIS13B 규정에 따라 판상 서브사이즈 인장시편 제작 후 인장시험을 실시하였다. 열안정성 평가를 위해 서브제로시험을 수행하였으며, 액체질소 (-196°C)에 10일간 침지 후 페라이트스코프를 활용해 마르텐사이트 상분율을 측정하였다. ASTM E23 규정에 따른 샤르피 V-노치 서브사이즈 충격시편을 제작해 상기 규정에 따라 충격시험을 실시하였다.

강종 (wt%)	C	Si	Mn	P	S	Cr	Ni	Mo	Cu	N
발명예1	0.05	0.26	1.94	0.021	0.003	19.3	8.05	0.14	0.68	0.054
발명예2	0.03	0.09	1.83	0.020	0.003	19.35	9.19	0.13	0.61	0.015
발명예3	0.041	0.27	1.56	0.021	0.002	17.65	8	0.06	0.02	0.093
발명예4	0.027	0.11	1.08	0.028	0.003	18.65	8.8	0.06	1	0.065
발명예5	0.027	0.29	1.05	0.022	0.001	19.67	8.82	0.14	0.24	0.04
발명예6	0.037	0.15	0.63	0.022	0.001	18.76	8.29	0.09	1	0.1
발명예7	0.013	0.11	0.53	0.019	0.001	19.67	11.52	0.18	0.37	0.016
발명예8	0.045	0.49	1.62	0.022	0.001	19.41	8.1	0.15	0.33	0.093
발명예9	0.01	0.46	1.08	0.024	0.002	18.6	10.97	0.13	0.36	0.007
발명예10	0.035	0.17	1.64	0.022	0.002	18.76	10.69	0.04	0.2	0.002
비교예1	0.027	0.01	0.44	0.022	0.002	17.53	8.11	0.04	0.65	0.054
비교예2	0.038	0.02	0.46	0.021	0.001	16.45	8.32	0.05	0.1	0.028
비교예3	0.021	0.32	0.22	0.021	0.001	17.17	9.81	0.19	0.88	0.026
비교예4	0.028	0.26	0.24	0.023	0.002	16.12	9.35	0.12	0.23	0.022
비교예5	0.026	0.17	1.72	0.024	0.002	16.24	8.76	0.09	0.42	0.028
비교예6	0.02	0.46	0.89	0.021	0.004	19.31	10.2	0.01	1	0.084
비교예7	0.02	0.05	1.56	0.020	0.004	19.42	9.63	0.12	0.15	0.093
비교예8	0.042	0.43	1.62	0.022	0.004	16.33	11.15	0.02	0.87	0.086
비교예9	0.023	0.43	1.93	0.022	0.003	16.4	10.57	0.08	0.98	0.054
비교예10	0.048	0.06	1.94	0.023	0.002	15.89	11.85	0.05	0.11	0.043

아래 표 2는 표 1에 명기한 강종(발명예 10종 및 비교예 10종)에 대하여 ASI-RT의 식 (1), RCI-HT의 식 (2), |(ASI-RT)Х(RCI-HT)|의 식 (3), ASI-LT의 식 (4) 를 적용한 지수값, 열역학 자유에너지변화 ΔG_η-α(25℃), ΔG_α-η(800℃), ΔG_η-α(-200℃) 계산값, 소둔 후 잔류 밴드조직 여부에 따른 재결정 여부, 결정립 크기, -163℃ 인장시험 항복강도(YS_0.2), 액체질소에서 장기간 침지 후 열유기마르텐사이트상 여부 및 -196℃ 샤르피 V-노치 충격에너지 (CVN) 결과값이다.

50% 이상 냉간압하를 실시한 조질재에 대해서 800~900℃ 소둔 후 SEM 현미경을 활용해 재결정 유무를 확인할 수 있다. 오스테나이트 상안정성이 높은 강재는 냉간압하 단계에서 오스테나이트 잔류 조직이 일부 남게 된다. 소둔 단계에서 재결정을 통한 미세립화에 필요한 구동력이 큰 경우, 오스테나이트 잔류조직은 최종적으로 미세립 내 밴드조직 형태로 잔류하게 된다.

강종	ASI-RT 식 (1)	RCI-HT 식 (2)	\|(ASI-RT)×(RCI-HT)\| 식 (3)	ASI-LT 식 (4)	ΔG _η-α (25℃) (kJ/mol)	ΔG _η-α (800℃) (kJ/mol)	ΔG _η-α (-200℃) (kJ/mol)	재결정 유무* ¹	결정립 (㎛)	열유기마 르텐사이트* ²	YS _0.2 (-163℃) (MPa)	CVN(-196℃) (J/cm ² )
발명예1	32.7	-5.2	169.6	42.4	-2.48	-0.49	-3.72	○	4.2	○	769	153
발명예2	31.7	-4.9	156.1	41.0	-2.57	-0.48	-3.85	○	4.5	○	736	162
발명예3	32.3	-5.9	191.9	41.6	-2.58	-0.53	-3.85	○	5.0	○	784	153
발명예4	31.3	-5.5	171.7	40.5	-2.55	-0.54	-3.84	○	4.1	○	762	155
발명예5	31.1	-4.8	150.0	40.4	-2.70	-0.42	-3.98	○	4.3	○	748	161
발명예6	31.5	-5.8	181.2	40.8	-2.55	-0.55	-3.82	○	4.2	○	787	150
발명예7	31.5	-5.7	178.6	40.7	-2.61	-0.53	-3.94	○	8.0	○	724	164
발명예8	33.5	-5.5	185.7	43.4	-2.44	-0.50	-3.66	○	4.2	○	788	155
발명예9	31.6	-5.4	171.5	40.4	-2.61	-0.51	-3.96	○	7.0	○	718	170
발명예10	32.5	-5.7	184.2	41.6	-2.55	-0.54	-3.87	○	6.8	○	730	165
비교예1	28.7	-5.1	147.7	37.2	-2.87	-0.46	-4.22	○	4.0	X	757	140
비교예2	28.0	-5.3	148.3	36.1	-3.02	-0.44	-4.41	○	4.2	X	748	135
비교예3	29.3	-5.6	162.9	37.6	-2.79	-0.52	-4.17	○	5.1	X	736	120
비교예4	28.4	-5.6	159.7	36.4	-2.96	-0.48	-4.37	○	5.2	X	738	125
비교예5	30.5	-5.6	171.7	38.9	-2.71	-0.53	-4.06	○	4.5	X	741	130
비교예6	33.2	-6.1	201.6	-	-2.36	-0.61	-3.62	X	-	-	-	-
비교예7	33.6	-6.1	204.2	-	-2.38	-0.58	-3.62	X	-	-	-	-
비교예8	35.3	-7.9	277.7	-	-2.17	-0.80	-3.47	X	-	-	-	-
비교예9	33.8	-6.8	231.1	-	-2.29	-0.71	-3.61	X	-	-	-	-
비교예10	35.2	-8.0	282.1	-	-2.28	-0.79	-3.62	X	-	-	-	-

*1: 조질재 소둔 후 잔류 밴드조직 여부에 따른 재결정 여부 (3% 미만 잔류 시: O, 3% 이상 잔류 시: X)*2: -196℃ 액체질소 장시간 침지 후 열유기마르텐사이트 함량 (3% 미만 잔류 시: O, 3% 이상 잔류 시: X)

상기 표 2에 따르면, 비교예 6~10은 ASI-RT의 식 (1) ＞ 33 및 RCI-HT 식 (2) ＜ -6.0 이다. 이는 ΔG_η-α(25℃) ＞ -2.4 kJ/mol 및 ΔG_α-η(800℃) ＜ -0.55 kJ/mol 과 상응하며, 잔류 밴드조직이 3% 이상 잔류하게 되어 최종적으로 불균일한 결정립 미세조직을 만들게 된다. 밴드조직과 같은 불균일한 결정립은 향후 가공 시 결함을 유발할 수 있는 잠재적 사이트로 작용하므로, 본 발명에서는 이를 제외하였다.

비교예 1~5는 식 (3)의 |(ASI-RT)×(RCI-HT)| ≤ 191.9로 조질 및 소둔 후 잔류 밴드조직이 3% 미만이고, 최종 결정립 크기가 10 ㎛ 이하로 나타나 -163℃에서 항복강도(YS_0.2)가 700 MPa 이상은 확보할 수 있었으나, 식 (4)의 ASI-LT ＜ 39.5이면, ΔG_η-α(-196℃) < -4.0 kJ/mol 로 열유기마르텐사이트가 3% 이상 생성되게 된다. 열유기마르텐사이트는 ΔG_η-α(-196℃)가 낮아짐에 따라 체적율이 더 증가하게 되는 경향을 나타내어, -196 ℃에서 샤르피 V-노치 충격에너지값을 감소시키는 원인이 된다.

반면, 발명예 1~10는 식 (1)이 33.0 이하이고, 식 (2)가 -6.0 이상이며, 식 (3)의 |(ASI-RT)×(RCI-HT)| ≤ 191.9을 만족함으로써 조질 및 소둔 후 잔류 밴드조직이 3% 미만이고, 최종 결정립 크기가 10 ㎛ 이하로 나타나는 것을 도 2를 통해 확인할 수 있으며, 상기와 같이 미세립화 된 강재는 -163℃에서 항복강도(YS_0.2)가 700 MPa 이상을 확보할 수 있었으며, 나아가 식 (4)의 ASI-LT ≥ 39.5를 만족함으로써, 극저온 환경에서 장시간 침지 후에도 열유기마르텐사이트 발달이 적어 -196℃에서 샤르피 V-노치 충격에너지값이 150 J/cm² 이상인 우수한 저온충격인성을 확보할 수 있었다.

본 발명은 조질단계 및 소둔단계에서 오스테나이트 상안정도를 고려해 미세립화에 유리하도록 설계하였고, 극저온의 활용단계에서 고강도 및 열유기상변태 저항성을 높이고자 하였다. 식 (1)의 ASI-RT ≤ 33.0, 식 (2)의 RCI-HT ≥ -6.0, 및 식 (3)의 |(ASI-RT)×(RCI-HT)| ≤ 191.9 이면, 열간압연 후 생산된 슬라브 또는 코일을 1000~1150℃ 소둔 후 두께감소율 50% 이상의 최종냉간압연 후 800~900℃ 최종소둔한 코일에 대해 두께 방향 중심부의 평균 결정립크기는 10㎛ 이하이다. 식 (4)의 ASI-LT 가 39.5 이상으로 -163℃에서 700MPa 이상의 항복강도와 -196℃에서 열유기마르텐사이트가 3% 미만 및 샤르피 V-노치 충격에너지가 150J/cm² 이상을 나타내어 고강도 및 저온충격인성이 우수한 오스테나이트 스테인리스강을 제안하였다.

이상의 결과로부터 중량%로 C: 0.005~0.05%, Si: 0.1~1%, P: 0.05%미만, S: 0.03%미만, Mn: 0.01~2%, Ni: 6~12%, Cr: 16.0~20.0%, Cu: 0.01~1.0% Mo: 0.01~1.0%, N: 0.01~0.1%을 함유하고, 나머지는 Fe 및 불가피한 불순물로 구성된 오스테나이트 스테인리스강에 대하여, 식 (1) ≤ 33.0, 식 (2) ≥ -6.0, 및 식 (3) ≤ 198 이면, 열간압연 후 생산된 슬라브 또는 코일을 1000~1150℃ 소둔 후 두께감소율 50%이상 최종냉간압연 후 800~900℃에서 최종소둔한 코일에 대해 두께 방향 중심부의 평균 결정립크기가 10㎛ 이하이다. 식 (4) ≥ 39.5으로 열유기마르텐사이트가 3% 미만인 -163℃에서 700MPa 이상의 항복강도 및 -196℃에서 샤르피 V-노치 충격에너지 150J/cm² 이상의 고강도 및 저온충격인성이 우수한 오스테나이트 스테인리스강을 제조할 수 있음을 알 수 있다.

한편 상술한 바에 있어서, 본 발명의 예시적인 발명예들을 설명하였지만, 본 발명은 이에 한정되지 않으며 해당 기술 분야에서 통상의 지식을 가진 자라면 다음에 기재하는 청구범위의 개념과 범위를 벗어나지 않는 범위 내에서 다양한 변경 및 변형이 가능함을 이해할 수 있을 것이다.

Claims

중량%로, C: 0.005~0.05%, Si: 0.1~1%, P: 0.05%미만, S: 0.03%미만, Mn: 0.01~2%, Ni: 6~12%, Cr: 16.0~20.0%, Cu: 0.01~1.0% Mo: 0.01~1.0%, N: 0.01~0.1%을 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하며, 하기 식 (1)의 ASI-RT (Austenite Stability Index at Room Temperature)가 33.0 이하이고, 하기 식 (2)의 RCI-HT (ReCrystallization Index at High Temperature)가 -6.0 이상이고, 식 (4)의 ASI-LT (Austenite Stability Index at Low Temperature)가 39.5 이상인, 오스테나이트 스테인리스강.
식 (1): ASI-RT = 0.94Si+3.08Mn+0.97Cr+2.11Ni+29.0(C+N)-0.06CrNi-0.07CrMn-0.02NiMn ≤ 33.0
식 (2): RCI-HT = 0.33Si-0.96Mn-0.04Cr-0.92Ni-14.2(C+N)+0.02CrNi+0.03CrMn+0.03NiMn ≥ -6.0
식 (4): ASI-LT = 1.04Si+3.72Mn+1.34Cr+2.44Ni+36.5(C+N)-0.07CrNi-0.07CrMn-0.06NiMn ≥ 39.5
제 1항에 있어서, 하기 식 (3)이 191.9 이하인, 오스테나이트 스테인리스강.
식 (3): |(ASI-RT)×(RCI-HT)|
제 1항에 있어서, 두께 방향 중심부 평균결정립크기가 10㎛이하인, 오스테나이트 스테인리스강.
제 1항에 있어서, 항복강도가 700MPa 이상인 오스테나이트 스테인리스강.
제 1항에 있어서, 열유기마르텐사이트가 3% 미만으로 포함되는 오스테나이트 스테인리스강.
제 1항에 있어서, -196℃에서 샤르피 V-노치 충격에너지가 150J/cm² 이상인 오스테나이트 스테인리스강.
중량%로, C: 0.005~0.05%, Si: 0.1~1%, P: 0.05%미만, S: 0.03%미만, Mn: 0.01~2%, Ni: 6~12%, Cr: 16.0~20.0%, Cu: 0.01~1.0% Mo: 0.01~1.0%, N: 0.01~0.1%을 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하는 잉곳을 제조하는 단계;
1200~1300°C에서 2시간 가열 후 10mm 두께로 열간압연하는 단계;
1050~1150°C 에서 10분간 용체화처리를 수행하고 수냉처리하는 단계;
두께 감소율 40~70%로 1~5 mm 두께의 냉간압하를 실시하는 단계; 및
800~900℃ 소둔열처리를 통해 미세립화를 실시하는 단계를 포함하고,
상기 열간압연 후 생산된 슬라브 또는 코일을 1000~1150℃ 소둔 후 두께감소율 50%이상 최종냉간압연 후 800~900℃에서 최종소둔한 코일에 대해 하기 식 (4)의 ASI-LT (Austenite Stability Index at Low Temperature)가 39.5 이상인 오스테나이트 스테인리스강의 제조방법.
식 (4): ASI-LT = 1.04Si+3.72Mn+1.34Cr+2.44Ni+36.5(C+N)-0.07CrNi-0.07CrMn-0.06NiMn ≥ 39.5
제 7항에 있어서, 두께 방향 중심부 평균결정립크기가 10㎛이하인, 오스테나이트 스테인리스강의 제조방법.
제 7항에 있어서, 항복강도가 700MPa 이상인 오스테나이트 스테인리스강의 제조방법.
제 7항에 있어서, 열유기마르텐사이트가 3% 미만으로 포함되는 오스테나이트 스테인리스강의 제조방법.
제 7항에 있어서, -196℃에서 샤르피 V-노치 충격에너지가 150J/cm² 이상인 오스테나이트 스테인리스강의 제조방법.