WO2018062617A1 - 카본 슬러지 흡착이 저감된 배기계 열교환기용 페라이트계 스테인리스강 및 이의 제조 방법 - Google Patents

카본 슬러지 흡착이 저감된 배기계 열교환기용 페라이트계 스테인리스강 및 이의 제조 방법 Download PDF

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김종철
심재홍
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Definitions

  • the present invention relates to a ferritic stainless steel for exhaust heat exchanger and a method for producing the same, and more particularly, to a ferritic stainless steel for exhaust heat exchanger with reduced carbon sludge adsorption and a method for producing the same.
  • the EGR system aims to reduce nitrogen oxides (NOx), which are harmful gases by cooling the exhaust gas of the engine and recycling it to the intake side to lower the combustion temperature, increase the heat capacity of the fuel mixer, and reduce the oxygen content of the combustion chamber.
  • the EGR system is essentially equipped with an EGR cooler to exchange heat between the exhaust gas and the cooling water to prevent excessive rise in temperature of the exhaust gas.
  • the EGR cooler is an apparatus for cooling exhaust gas by engine coolant or air, and the heat exchange portion is required to have good thermal efficiency and good thermal conductivity.
  • an EGR cooler is installed for a diesel engine, but application to a gasoline engine is also considered in recent years in order to achieve both fuel efficiency improvement and nitrogen oxide reduction.
  • an austenitic stainless steel such as STS304, STS316 or the like is generally used for an EGR cooler.
  • ferritic stainless steels have a high cost competitiveness compared to the austenitic stainless steels because they are excellent in corrosion resistance even though less expensive alloying elements are added, and there is a trend to use ferritic stainless steels recently.
  • Ferritic stainless steels are used for exhaust heat exchanger applications such as EGR coolers, but the thermal efficiency of the heat exchanger is inferior due to poor thermal efficiency due to carbon sludge adsorption when exposed to exhaust gas for a long time.
  • Patent Document 0001 Korean Laid-Open Patent Publication No. 10-2011-0036753 (2011.04.08)
  • Embodiments of the present invention is to reduce the carbon sludge adsorption to ferritic stainless steel to reduce the thermal efficiency when the ferritic stainless steel is applied to the exhaust system heat exchanger, etc. carbon sludge adsorption reduced heat ferritic system for the heat exchanger It is intended to provide stainless steel.
  • the manufacturing process of the ferritic stainless steel to redefine to provide a method for producing a ferritic stainless steel for exhaust heat exchanger is reduced carbon sludge adsorption through the control of the surface layer precipitate of the ferritic stainless steel.
  • ferritic stainless steel for an exhaust heat exchanger in which carbon sludge adsorption is reduced in weight%, C: 0.003-0.1%, Si: 0.01-2.0%, Mn: 0.01-1.5%, P : 0.05% or less, S: 0.005% or less, Cr: 10-30%, Ti: 0.001-0.10%, Al: 0.001-0.15%, N: 0.003-0.03%, Nb: 0.3-0.6%, Mo: 0.01- TiN precipitates containing 2.5%, balance Fe and unavoidable impurities, having a size of 0.1 ⁇ m or more, are distributed to 2.5 * 10 4 ea / mm 2 or less.
  • Cu may further comprise 0.01 ⁇ 0.15%.
  • TiN precipitates, TiNNbC composite precipitates and NbC precipitates having a size of 0.1 ⁇ m or more are distributed in the surface ferrite matrix, and the precipitates may satisfy the following Equation (1).
  • X is the number per unit area of TiN precipitates (ea / mm 2 )
  • Y is the number per unit area of TiNNbC composite precipitates (ea / mm 2 )
  • Z is the number per unit area of NbC precipitates (ea / mm 2 ).
  • the TiNNbC composite precipitate in the surface layer ferrite matrix may be distributed below 1.3 * 10 4 ea / mm 2 .
  • the NbC precipitates may be distributed in a surface ferrite matrix of 9.6 * 10 5 ea / mm 2 or more.
  • C 0.003-0.1%, Si: 0.01-2.0%, and Mn: 0.01-1.5% , P: 0.05% or less, S: 0.005% or less, Cr: 10-30%, Ti: 0.001-0.10%, Al: 0.001-0.15%, N: 0.003-0.03%, Nb: 0.3-0.6%, Mo:
  • cooling at an average cooling rate of 6 ° C./sec or more until the temperature of the surface of the slab reaches 1,100 ° C., recuperating Maintaining for 5 to 15 minutes at a temperature of 1,100 to 1,200 ° C and water cooling to 400 ° C.
  • Embodiments of the present invention by controlling the precipitates of the component system and the surface layer portion of the ferritic stainless steel can reduce the adsorption of carbon sludge when used as an exhaust system heat exchanger, such as EGR cooler to prevent thermal efficiency reduction.
  • the embodiments of the present invention can easily control the precipitate of the surface layer of the ferritic stainless steel through the control of the manufacturing process of the ferritic stainless steel, thereby reducing the site of adsorption of hydrocarbons in the exhaust gas to adsorb carbon sludge. Can be reduced.
  • 1 is a view for explaining the configuration of the EGR cooler.
  • Figure 2 is a photograph of the microstructure of a 0.4mm thick cold rolled annealing plate according to an embodiment of the present invention through an electron microscope (SEM).
  • FIG 3 is a view for explaining a cooling pattern during continuous casting of a ferritic stainless steel according to an embodiment of the present invention.
  • ferritic stainless steel for an exhaust heat exchanger in which carbon sludge adsorption is reduced in weight%, C: 0.003-0.1%, Si: 0.01-2.0%, Mn: 0.01-1.5%, P : 0.05% or less, S: 0.005% or less, Cr: 10-30%, Ti: 0.001-0.10%, Al: 0.001-0.15%, N: 0.003-0.03%, Nb: 0.3-0.6%, Mo: 0.01- TiN precipitates containing 2.5%, balance Fe and unavoidable impurities, having a size of 0.1 ⁇ m or more, are distributed to 2.5 * 10 4 ea / mm 2 or less.
  • 1 is a view for explaining the configuration of the EGR cooler.
  • the EGR cooler includes a cylindrical case 1, a cooling water inlet and an outlet formed at one side of the case 1, and an exhaust gas through which the exhaust gas passes and lowers the temperature of the exhaust gas by the cooling water. It comprises a plurality of cooling tubes (2) formed in the longitudinal direction of 1). That is, the exhaust gas introduced from the inlet side 3 of the exhaust gas passes through the cooling tubes 2 and is adjusted to a temperature of an appropriate level by the temperature of the cooling water to pass through the outlet side 4.
  • the present inventors conducted various studies to suppress carbon sludge adsorption when a ferritic stainless steel is used for an exhaust system heat exchanger, and as a result, the following findings were obtained.
  • the Nb-added ferritic stainless steel forms a TiNNbC composite precipitate at the surface layer using the TiN precipitate as a nucleus, which also affects the properties of the catalyst. It is a site that adsorbs hydrocarbons, and the adsorbed hydrocarbons react with each other to form carbon sludge, resulting in inferior thermal efficiency of the heat exchanger.
  • the Nb component added to the ferritic stainless steel can be independently generated as NbC precipitates in the surface ferrite matrix, and in the case of these NbC independent precipitates, since they have no catalytic properties, they have no relation with the adsorption of hydrocarbons in the exhaust gas. As a result, adsorption of carbon sludge on the exhaust system heat exchanger can be suppressed.
  • carbon sludge adsorption is a means for suppressing adsorption of carbon sludge, and TiNbC and TiNNbC composite precipitates containing TiN as a nucleus are suppressed.
  • carbon sludge adsorption can be reduced.
  • Ferritic stainless steel for an exhaust heat exchanger having reduced carbon sludge adsorption is a weight%, C: 0.003-0.1%, Si: 0.01-2.0%, Mn: 0.01-1.5%, P: 0.05 % Or less, S: 0.005% or less, Cr: 10-30%, Ti: 0.001-0.10%, Al: 0.002-0.15%, N: 0.003-0.03%, Nb: 0.3-0.6%, Mo: 0.01-2.5% , Balance Fe and unavoidable impurities.
  • C is an element that greatly affects the strength of the steel, and when the content is excessive, the strength of the steel is excessively increased and ductility is lowered, so it is limited to 0.1% or less. However, when the content is too low, the strength is too low, the lower limit can be limited to 0,005%.
  • Si is an element added for deoxidation and ferrite stabilization of molten steel during steelmaking.
  • Si is added at least 0.01%.
  • the content is excessive, hardening of the material causes the ductility of the steel to be lowered, so it is limited to 2.0% or less.
  • Mn is an element effective for improving corrosion resistance, and in the present invention, Mn is added at 0.01% or more, more preferably 0.5% or more. However, if the content is excessive, the weldability decreases due to the rapid increase in the generation of Mn-based fumes during welding, and the ductility of the steel decreases due to excessive MnS precipitate formation, which is limited to 1.5% or less, more preferably. It is limited to 1.0% or less.
  • Phosphorus is an inevitable impurity contained in steel, and is an element that is a major cause of grain boundary corrosion during pickling or deterioration of hot workability. Therefore, it is preferable to control the content as low as possible. In the present invention, the upper limit of the content of phosphorus is controlled to 0.05%.
  • Sulfur is an unavoidable impurity contained in steel and is an element that segregates at grain boundaries and becomes a major cause of inhibiting hot workability. Therefore, it is preferable to control the content as low as possible.
  • the upper limit of the sulfur content is controlled to 0.005%.
  • Chromium is an effective element for improving the corrosion resistance of steel, and in the present invention, it is added at least 10%. However, when the content is excessive, not only the manufacturing cost increases rapidly but also the problem of grain boundary corrosion occurs, so it is limited to 30% or less.
  • Titanium fixes carbon and nitrogen to reduce the amount of solid carbon and solid solution nitrogen in the steel, and is effective in improving the corrosion resistance of the steel, but TiN precipitates formed on the surface layer catalyze the adsorption of hydrocarbons and further carbon sludge adsorption due to the catalytic action. It will act as an important site for. Therefore, the content of Ti is limited to 0.1% or less, more preferably to 0.05% or less. However, Ti component in molten steel exists as an unavoidable impurity, and the manufacturing cost increases to completely remove it to 0%, allowing more than 0.001%.
  • Aluminum is a strong deoxidizer and serves to lower the oxygen content in molten steel, and in the present invention, it is added at least 0.001%. However, if the content is excessive, the sleeve defects of the cold rolled strip due to the increase in the non-metallic inclusions deteriorate the weldability at the same time, limited to 0.15% or less, more preferably 0.1% or less.
  • Nitrogen is an element that precipitates austenite during hot rolling and promotes recrystallization.
  • nitrogen is added at least 0.003%. However, when the content is excessive, the ductility of the steel is lowered, so it is limited to 0.03% or less.
  • Nb combines with solid solution C to precipitate NbC to lower the solid solution C content to increase corrosion resistance.
  • NbC at the surface portion does not interact with hydrocarbons in the exhaust gas, it serves to suppress adsorption of carbon sludge in the heat exchanger. Therefore, it is preferable to add 0.3% or more in this invention. However, if the content is excessive, it is preferable to limit the content to 0.6% or less because it inhibits recrystallization and inferior formability.
  • Mo increases ferrite corrosion resistance and at the same time improves high temperature strength. Therefore, it is preferable to add 0.01% or more. However, if the content is excessive, brittleness occurs due to the formation of intermetallic precipitates. Therefore, it is desirable to limit the content to 2.5% or less.
  • the ferritic stainless steel for the exhaust heat exchanger of which carbon sludge adsorption is reduced may further include 0.01% to 0.15% of Cu.
  • Cu has the effect of increasing the corrosion resistance in the exhaust system condensate environment. Therefore, it is preferable to add 0.01% or more. However, if the content is excessive, the ductility is lowered to deteriorate the molding quality. Therefore, it is desirable to limit the content to 0.15% or less.
  • Figure 2 is a photograph of the microstructure of a 0.4mm thick cold rolled annealing plate according to an embodiment of the present invention through an electron microscope (SEM).
  • TiN precipitates, TiNNbC composite precipitates, and NbC precipitates may be visually confirmed with a scanning electron microscope (SEM) photograph of the surface layer of a 0.4 mm thick material.
  • SEM scanning electron microscope
  • the ferritic stainless steel for the exhaust heat exchanger having reduced carbon sludge adsorption has 2.5 * 10 4 ea / mm 2 of TiN precipitate having a size of 0.1 ⁇ m or more in the surface ferrite matrix. It is distributed below.
  • the TiN precipitate is distributed at 2.3 * 10 4 ea / mm 2 or less.
  • the TiN precipitate serves as an important site for adsorption of hydrocarbons of the exhaust gas due to catalysis and further adsorption of carbon sludge. Therefore, it is necessary to control the distribution of such TiN precipitates.
  • TiN precipitates, TiNNbC composite precipitates and NbC precipitates having a size of 0.1 ⁇ m or more in the surface layer ferrite matrix are distributed.
  • X is the number per unit area of TiN precipitates (ea / mm 2 )
  • Y is the number per unit area of TiNNbC composite precipitates (ea / mm 2 )
  • Z is the number per unit area of NbC precipitates (ea / mm 2 ).
  • TiNNbC composite precipitates are formed on the surface layer by using the TiN precipitate as a nucleus, which also has a catalyst property, and thus may be a site for adsorbing hydrocarbons. Therefore, it is necessary to control not only the TiN precipitate but also the distribution of the TiNNbC composite precipitate.
  • the TiNNbC composite precipitate having a size of 0.1 ⁇ m or more in the surface ferrite matrix is 2.0 * 10 4 ea / mm 2 or less. Distributed.
  • the distribution of NbC precipitates having a size of 0.1 ⁇ m or more in the surface layer ferrite matrix is distributed at 8.5 * 10 5 ea / mm 2 or more. do.
  • the distribution and size of the TiN precipitate, the TiNNbC composite precipitate, and the NbC precipitate can be obtained by controlling the cooling conditions during continuous casting of the ferritic stainless steel slab, which will be described later. Can't.
  • the method for producing ferritic stainless steel for exhaust heat exchanger with reduced carbon sludge adsorption is, by weight, C: 0.003-0.1%, Si: 0.01 -2.0%, Mn: 0.01-1.5%, P: 0.05% or less, S: 0.005% or less, Cr: 10-30%, Ti: 0.001-0.10%, Al: 0.001-0.15%, N: 0.003-0.03% , Nb: 0.3-0.6%, Mo: 0.01-2.5%, the continuous casting of the slab using molten steel containing the balance Fe and unavoidable impurities, the temperature of the surface of the slab is not less than 6 °C / second until 1,100 °C Cooling at an average cooling rate, holding for 5 to 15 minutes at a temperature of 1,100 to 1,200 ° C after recuperation, and cooling to 400 ° C.
  • the slab may be manufactured by continuous casting using molten steel having the component system, and the final product may be manufactured according to a general ferritic stainless steel manufacturing process such as hot rolling, hot rolled sheet annealing, cold rolling, annealing, etc. have.
  • a general ferritic stainless steel manufacturing process such as hot rolling, hot rolled sheet annealing, cold rolling, annealing, etc. have.
  • the cooling pattern may be controlled during continuous casting of the slab, and the distribution and size of the TiN precipitate, the TiNNbC composite precipitate, and the NbC precipitate may be controlled by controlling the cooling pattern.
  • FIG 3 is a view for explaining a cooling pattern during continuous casting of a ferritic stainless steel according to an embodiment of the present invention.
  • the surface of the slab is cooled at an average cooling rate of 6 ° C./sec or more until the temperature of the slab reaches 1,100 ° C., which is a precipitation nose of TiN precipitate ( nose) temperature is about 1,400 °C, by avoiding the temperature range of about 1,400 °C as possible through a cold-cooling step of rapidly cooling from 1,530 °C to 1,100 °C based on the slab surface temperature after the start of solidification of the slab, Precipitation of TiN can be suppressed as much as possible.
  • the temperature of the surface of the slab can be cooled to 1,100 ° C. within 90 seconds at 1,530 ° C., preferably to 80 seconds.
  • the cooled slab is regenerated and maintained for 5 to 15 minutes at a temperature of 1,100 to 1,200 ° C., since the precipitation nose temperature of the NbC precipitate is about 1,150 ° C., at a temperature range of about 1,150 ° C.
  • the precipitation nose temperature of the NbC precipitate is about 1,150 ° C., at a temperature range of about 1,150 ° C.
  • the regenerated slabs are subjected to water quenching up to 400 ° C. in order to suppress precipitation of other precipitates such as laves and sigma phases through rapid cooling.
  • the TiN precipitate, the TiNNbC composite precipitate, the NbC precipitate, and the distribution of the TiN precipitate, the TiNNbC composite precipitate, and the correlation between the distributions may be controlled through a cooling pattern controlling the slab surface temperature during continuous casting of the ferritic stainless steel.
  • Examples 1, 2 and Comparative Example 4 of the invention steel 1, 2 and Comparative steel 1 slab respectively
  • the surface temperature was quenched at a rate of 6 ° C./sec from 1,530 ° C. to 1,100 ° C., then reheated for 10 minutes at a temperature of 1,150 ° C., and quenched to 400 ° C. through water quenching.
  • the produced slab was hot rolled, hot rolled sheet annealing, cold rolling and cold rolled sheet annealing to prepare a 0.4mm thick cold rolled annealing plate.
  • the surface of the cold-rolled annealing plate is photographed with a transmission electron microscope (TEM), and the number of TiN precipitates, TiNNbC composite precipitates and NbC precipitates having a particle diameter of 0.1 ⁇ m or more through an image analyzer.
  • the number ratio (P) was measured and shown in Table 2 below.
  • Example 1 Inventive Steel 1 2.3 * 10 4 1.3 * 10 4 9.6 * 10 4 26.7
  • Example 2 Inventive Steel 2 1.8 * 10 4 1.1 * 10 4 9.7 * 10 4 33.4 Comparative Example 1 Inventive Steel 1 4.7 * 10 4 2.1 * 10 4 7.9 * 10 4 11.6 Comparative Example 2 Inventive Steel 2 2.8 * 10 4 1.2 * 10 4 7.7 * 10 4 19.3 Comparative Example 3 Comparative Steel 1 7.2 * 10 4 3.2 * 10 4 7.2 * 10 4 6.9 Comparative Example 4 Comparative Steel 1 5.5 * 10 4 2.4 * 10 4 8.4 * 10 4 10.6
  • TiN precipitates are 4.7 * 10 4 ea / mm 2 or less
  • TiNNbC composite precipitates are 2.1 * 10 4 ea / mm 2 or less, which is generally lower than Comparative steel 1. It can be seen that it is distributed.
  • Comparative Steel 1 the content of C and Ti is out of the component system of the present invention, and the TiN precipitate is 5.5 * 10 4 ea / mm 2 or more, and the TiNNbC composite precipitate is distributed in 2.4 * 10 4 ea / mm 2 or more. It can be seen.
  • Example 1 the same invention steel 1 is manufactured through the cooling pattern of FIG. 3, and then the cold rolled annealing plate is manufactured.
  • Example 1 Comparative Example 1, it can be seen that when the slab is manufactured according to different cooling patterns during continuous casting of the inventive steel 1 of the same component system, the precipitates on the surface of the final cold rolled material are different. That is, in Example 1, which is a case of producing a slab according to the cooling pattern of the present invention, it can be seen that the value of the above formula (1) related to the correlation between the TiN precipitate, TiNNbC composite precipitate and NbC precipitate is represented by 20 or more. .
  • Example 2 and Comparative Example 2 the same invention steel 2 is manufactured through the cooling pattern of FIG. 3, and then the cold rolled annealing plate is manufactured.
  • Example 2 which is also the case of producing a slab according to the cooling pattern of the present invention, as in the relationship of Example 1 and Comparative Example 1, the above formula (1) regarding the correlation between TiN precipitates, TiNNbC composite precipitates and NbC precipitates It can be seen that the value of) is greater than 20.
  • the cold-rolled annealing plate was manufactured not only in 0.4mm thickness but also in 1.2mm thickness to fabricate the exhaust gas heat exchanger simulation apparatus of FIG. 1 using the same, and heat exchanger simulation apparatus after flowing gasoline exhaust gas of the same flow rate for 96 hours.
  • the adsorption amount of carbon sludge was quantified by measuring the weight change of and is shown in Table 3 below.
  • TiN precipitates having a size of 0.1 ⁇ m or more are 2.5 * 10 4 ea / mm 2 or less.
  • the amount of carbon sludge adsorption is reduced by 50% or more compared with the comparative example for the same steel grade.
  • the ferritic stainless steel for exhaust heat exchanger having reduced carbon sludge adsorption according to embodiments of the present invention and a method of manufacturing the same may be applied to an exhaust heat exchanger such as an EGR cooler.

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Abstract

카본 슬러지 흡착이 저감된 배기계 열교환기용 페라이트계 스테인리스강 및 이의 제조 방법이 개시된다. 본 발명의 일 실시예에 따른 카본 슬러지 흡착이 저감된 배기계 열교환기용 페라이트계 스테인리스강에 따르면, 중량%로, C: 0.003~0.1%, Si: 0.01~2.0%, Mn: 0.01~1.5%, P: 0.05% 이하, S: 0.005% 이하, Cr: 10~30%, Ti: 0.001~0.10%, Al: 0.001~0.15%, N: 0.003~0.03%, Nb: 0.3~0.6%, Mo: 0.01~2.5%, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하며, 표층부 페라이트 기지 내에 0.1㎛ 이상의 크기를 가지는 TiN 석출물이 2.5*104ea/mm2 이하로 분포된다.

Description

카본 슬러지 흡착이 저감된 배기계 열교환기용 페라이트계 스테인리스강 및 이의 제조 방법
본 발명은 배기계 열교환기용 페라이트계 스테인리스강 및 이의 제조 방법에 관한 것으로, 보다 상세하게는 카본 슬러지 흡착이 저감된 배기계 열교환기용 페라이트계 스테인리스강 및 이의 제조 방법에 관한 것이다.
최근, 자동차 분야에 있어서는, 환경 문제에 대한 의식의 고조로부터, 배기 가스 규제가 보다 강화되는 동시에, 탄산 가스 배출 억제를 향한 대처가 진행되고 있다. 또한, 바이오 에탄올이나 바이오 디젤 연료 등의 연료면으로부터의 대처에 더하여, 경량화나 배기열을 열회수하는 열교환기를 설치하여 연비 향상을 도모하거나, EGR(Exhaust Gas Recirculation), DPF(Diesel Particulate Filter), 요소 SCR(Selective Catalytic Reduction) 시스템 등과 같은 배기 가스 처리 장치를 설치하는 등의 대처를 실시하고 있다.
여기서, EGR 시스템은 엔진의 배기가스를 냉각시킨 후 흡기계 측으로 재순환시켜 연소 온도를 내리고 연료 혼합기의 열용량 증대 및 연소실의 산소량 감소를 통해 유해 가스인 질소 산화물(NOx)을 저하시키는 것을 목적으로 하고 있다. 이 EGR 시스템에는 EGR 쿨러가 필수적으로 장착됨으로써 배기가스 및 냉각수를 상호 열교환시켜 배기가스의 지나친 온도 상승이 방지되도록 한다. 여기서, EGR 쿨러는 배기가스를 엔진 냉각수나 공기에 의해 냉각하는 장치로, 그 열교환 부분에는 양호한 열효율이 요구되고 열전도성이 양호한 것이 요구된다.
또한, 일반적으로 EGR 쿨러는 디젤 엔진용에 설치되는 것이나, 최근 연비 향상과 질소 산화물 저감을 양립시키기 위해 가솔린 엔진에의 적용도 검토되고 있다.
종래, EGR 쿨러에는 일반적으로는 STS304, STS316 등과 같은 오스테나이트계 스테인리스강이 사용되고 있다. 이와 달리, 페라이트계 스테인리스 강재는 고가의 합금원소가 적게 첨가되면서도 내식성이 뛰어나서 오스테나이트계 스테인리스 강재에 비하여 가격 경쟁력이 높은 강재인 점에서, 최근 페라이트계 스테인리스 강재를 사용하려는 추세이다.
페라이트계 스테인리스계 강재는 EGR 쿨러 등 배기계 열교환기 용도에 사용되고 있으나, 장시간 배기가스에 노출시 카본 슬러지 흡착으로 인해 열효율이 떨어져서 열교환기의 기능이 열위되는 문제점을 가지고 있다.
이에 카본 슬러지 흡착을 억제하여 열효율이 뛰어난 페라이트계 스테인리스 소재를 개발하기 위한 연구가 적극적으로 진행되고 있다. 이를 해결하기 위해, 표층부의 석출물 개수 및 각 석출물의 비율을 조절함으로써 페라이트계 스테인리스 강재의 카본 슬러지 흡착을 억제하려는 시도가 이어져 왔으나, 현재까지 의미 있는 연구 성과는 전무한 실정이다.
(특허문헌 0001) 한국 공개특허문헌 제10-2011-0036753호 (2011.04.08)
본 발명의 실시예들은 페라이트계 스테인리스강에의 카본 슬러지 흡착을 저감하여 페라이트계 스테인리스강을 배기계 열교환기 등의 용도로 적용시 열효율 감소를 방지할 수 있는 카본 슬러지 흡착이 저감된 배기계 열교환기용 페라이트계 스테인리스강을 제공하고자 한다.
또한, 페라이트계 스테인리스강의 제조 공정을 재정립하여 페라이트계 스테인리스강의 표층부 석출물의 제어를 통하여 카본 슬러지 흡착이 저감된 배기계 열교환기용 페라이트계 스테인리스강의 제조 방법을 제공하고자 한다.
본 발명의 일 실시예에 따른 카본 슬러지 흡착이 저감된 배기계 열교환기용 페라이트계 스테인리스강에 따르면, 중량%로, C: 0.003~0.1%, Si: 0.01~2.0%, Mn: 0.01~1.5%, P: 0.05% 이하, S: 0.005% 이하, Cr: 10~30%, Ti: 0.001~0.10%, Al: 0.001~0.15%, N: 0.003~0.03%, Nb: 0.3~0.6%, Mo: 0.01~2.5%, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하며, 표층부 페라이트 기지 내에 0.1㎛ 이상의 크기를 가지는 TiN 석출물이 2.5*104ea/mm2 이하로 분포된다.
또한, 본 발명의 일 실시예에 따르면, Cu: 0.01~0.15%를 더 포함할 수 있다.
또한, 본 발명의 일 실시예에 따르면, 표층부 페라이트 기지 내에 0.1㎛ 이상의 크기를 가지는 TiN 석출물, TiNNbC 복합석출물 및 NbC 석출물이 분포되며, 상기 석출물들은 하기 식 (1)을 만족할 수 있다.
{Z / (X +Y)} ≥ 20 ------ 식 (1)
여기서, X는 TiN 석출물의 단위 면적당 개수(ea/mm2)이며, Y는 TiNNbC 복합석출물의 단위 면적당 개수(ea/mm2)이며, Z는 NbC 석출물의 단위 면적당 개수(ea/mm2)이다.
또한, 본 발명의 일 실시예에 따르면, 표층부 페라이트 기지 내에 상기 TiNNbC 복합석출물이 1.3*104ea/mm2 이하로 분포될 수 있다.
표층부 페라이트 기지 내에 상기 NbC 석출물이 9.6*105ea/mm2 이상으로 분포될 수 있다.
본 발명의 일 실시예에 따른 카본 슬러지 흡착이 저감된 배기계 열교환기용 페라이트계 스테인리스강의 제조 방법에 따르면, 중량%로, C: 0.003~0.1%, Si: 0.01~2.0%, Mn: 0.01~1.5%, P: 0.05% 이하, S: 0.005% 이하, Cr: 10~30%, Ti: 0.001~0.10%, Al: 0.001~0.15%, N: 0.003~0.03%, Nb: 0.3~0.6%, Mo: 0.01~2.5%, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하는 용강을 이용하여 슬라브의 연속 주조시, 상기 슬라브의 표면의 온도가 1,100℃에 이르기까지 6℃/초 이상의 평균 냉각속도로 냉각하는 단계, 복열하여 1,100 내지 1,200℃의 온도에서 5 내지 15분 동안 유지시키는 단계 및 400℃에 이르기까지 수냉하는 단계를 포함한다.
본 발명의 실시예들은 페라이트계 스테인리스강의 성분계 및 표층부의 석출물을 제어하여 EGR 쿨러 등 배기계 열교환기로 사용시에 카본 슬러지의 흡착을 저감하여 열효율 감소를 방지할 수 있다.
또한, 본 발명의 실시예들은 페라이트계 스테인리스강의 제조 공정의 제어를 통하여 페라이트계 스테인리스강 표층부의 석출물을 용이하게 제어할 수 있으며, 이에 배기가스의 탄화수소를 흡착하는 사이트를 저감하여 카본 슬러지의 흡착을 저감할 수 있다.
도 1은 EGR 쿨러의 구성을 설명하기 위한 도면이다.
도 2는 본 발명의 일 실시예에 따른 0.4mm 두께의 냉연 소둔판의 미세조직을 전자현미경(SEM)을 통하여 관찰한 사진이다.
도 3은 본 발명의 일 실시예에 따른 페라이트계 스테인리스강의 연속 주조시 냉각 패턴을 설명하기 위한 도면이다.
본 발명의 일 실시예에 따른 카본 슬러지 흡착이 저감된 배기계 열교환기용 페라이트계 스테인리스강에 따르면, 중량%로, C: 0.003~0.1%, Si: 0.01~2.0%, Mn: 0.01~1.5%, P: 0.05% 이하, S: 0.005% 이하, Cr: 10~30%, Ti: 0.001~0.10%, Al: 0.001~0.15%, N: 0.003~0.03%, Nb: 0.3~0.6%, Mo: 0.01~2.5%, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하며, 표층부 페라이트 기지 내에 0.1㎛ 이상의 크기를 가지는 TiN 석출물이 2.5*104ea/mm2 이하로 분포된다.
이하에서는 본 발명의 실시 예를 첨부 도면을 참조하여 상세히 설명한다. 이하의 실시 예는 본 발명이 속하는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 자에게 본 발명의 사상을 충분히 전달하기 위해 제시하는 것이다. 본 발명은 여기서 제시한 실시 예만으로 한정되지 않고 다른 형태로 구체화될 수도 있다. 도면은 본 발명을 명확히 하기 위해 설명과 관계 없는 부분의 도시를 생략하고, 이해를 돕기 위해 구성요소의 크기를 다소 과장하여 표현할 수 있다.
도 1은 EGR 쿨러의 구성을 설명하기 위한 도면이다.
도 1을 참조하면, EGR 쿨러는 원통형의 케이스(1), 상기 케이스(1)에 일측에 형성된 냉각수 입구 및 출구, 그리고, 배기가스가 통과하며 냉각수에 의해 배기가스의 온도를 낮추기 위한 상기 케이스(1)의 길이 방향으로 가로질러 형성된 복수의 냉각튜브(2)들을 포함한다. 즉, 배기가스의 입구측(3)에서 유입된 배기가스는 냉각튜브(2)들을 통과하게 되면서 냉각수의 온도에 의해 적정수준의 온도로 조절되어 출구측(4)을 통과하게 된다.
본 발명자들은 페라이트계 스테인리스 강재가 배기계 열교환기용으로 사용될 때 카본 슬러지 흡착을 억제하기 위하여 다양한 검토를 행한 결과, 이하의 지견을 얻을 수 있었다.
일반적으로 페라이트계 스테인리스강에는 내식석 향상을 위하여 미량의 Ti를 첨가하게 되는데 이에 Ti 첨가 페라이트계 스테인리스강은 불가피하게 표층부의 페라이트 기지 내에 TiN 석출물이 다량으로 석출되게 된다. 탄화수소를 함유하고 있는 배기가스가 상기 냉각튜브(2)를 통과할 때에, 이러한 TiN 석출물은 촉매의 성질을 가지고 있어 탄화수소를 흡착하는 사이트(site)가 되며 흡착된 탄화수소는 서로 중첩 반응을 일으켜 카본 슬러지화 되어 열교환기의 열효율을 열위하게 하는 원인이 된다.
뿐만 아니라, 페라이트계 스테인리스강에는 추가적인 내식석 향상을 위하여 미량의 Nb를 첨가하게 되는데 이에 Nb 첨가 페라이트계 스테인리스강은 상기 TiN 석출물을 핵으로 하여 표층부에 TiNNbC 복합 석출물이 형성되며 이는 역시 촉매의 성질을 가지고 있어 탄화수소를 흡착하는 사이트(site)가 되며 흡착된 탄화수소는 서로 중첩 반응을 일으켜 카본 슬러지화 되어 열교환기의 열효율을 열위하게 하는 원인이 된다.
한편, 페라이트계 스테인리스강에 첨가된 Nb 성분은 표층부 페라이트 기지에 NbC 석출물로 독립적으로 생성될 수 있으며, 이러한 NbC 독립 석출물의 경우에는 촉매의 성질이 없기 때문에 배기가스의 탄화수소의 흡착과 아무런 연관이 없으며 결국에는 배기계 열교환기에 카본 슬러지의 흡착을 억제할 수 있다.
따라서, Ti, Nb가 미량 이상 첨가된 페라이트계 스테인리스 강재가 배기계 열교환기에 사용될 경우 카본 슬러지 흡착을 억제하기 위한 수단으로, TiN 석출물, 그리고 TiN을 핵으로 한 TiNNbC 복합 석출물의 생성을 억제하고, 최대한 NbC 독립 석출물의 개수를 증대함으로써, 카본 슬러지 흡착을 저감할 수 있다.
이하, 본 발명의 일 실시예에 따른 카본 슬러지 흡착이 저감된 배기계 열교환기용 페라이트계 스테인리스강의 성분계 및 표층부 석출물에 관하여 상세하게 설명하도록 한다.
본 발명의 일 실시예에 따른 카본 슬러지 흡착이 저감된 배기계 열교환기용 페라이트계 스테인리스강은 중량%로, C: 0.003~0.1%, Si: 0.01~2.0%, Mn: 0.01~1.5%, P: 0.05% 이하, S: 0.005% 이하, Cr: 10~30%, Ti: 0.001~0.10%, Al: 0.002~0.15%, N: 0.003~0.03%, Nb: 0.3~0.6%, Mo: 0.01~2.5%, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물을 포함한다.
C: 0.003~0.1%
C는 강재의 강도에 크게 영향을 미치는 원소로써, 그 함량이 과다할 경우, 강재의 강도가 지나치게 상승하여 연성이 저하되는 바, 0.1% 이하로 한정한다. 다만, 그 함량이 지나치게 낮을 경우, 강도가 지나치게 저하되는 바, 그 하한을 0,005%로 한정할 수 있다.
Si: 0.01~2.0%
Si은 제강시 용강의 탈산과 페라이트 안정화를 위해 첨가되는 원소로, 본 발명에서는 0.01% 이상 첨가한다. 다만, 그 함량이 과다할 경우, 재질의 경화를 일으켜 강의 연성이 저하되는 바, 2.0% 이하로 한정한다.
Mn: 0.01~1.5%
Mn은 내식성 개선에 유효한 원소로, 본 발명에서는 0.01% 이상 첨가하고, 보다 바람직하게는 0.5% 이상 첨가한다. 다만, 그 함량이 과다할 경우, 용접시 Mn계 퓸(fume) 발생이 급증하여 용접성이 저하되며, 과도한 MnS 석출물 형성으로 인해 강의 연성이 저하되는 바, 1.5% 이하로 한정하며, 보다 바람직하게는 1.0% 이하로 한정한다.
P: 0.05% 이하
인은 강 중 불가피하게 함유되는 불순물로써, 산세시 입계 부식을 일으키거나 열간 가공성을 저해하는 주요 원인이 되는 원소이므로, 그 함량을 가능한 낮게 제어하는 것이 바람직하다. 본 발명에서는 상기 인의 함량의 상한을 0.05%로 관리한다.
S: 0.005% 이하
황은 강 중 불가피하게 함유되는 불순물로써, 결정립계에 편석되어 열간 가공성을 저해하는 주요 원인이 되는 원소이므로, 그 함량을 가능한 낮게 제어하는 것이 바람직하다. 본 발명에서는 상기 황의 함량의 상한을 0.005%로 관리한다.
Cr: 10~30%
크롬은 강의 내식성 향상에 효과적인 원소로, 본 발명에서는 10% 이상 첨가한다. 다만, 그 함량이 과다할 경우, 제조 비용이 급증할 뿐만 아니라, 입계 부식이 일어나는 문제가 있는 바, 30% 이하로 한정한다.
Ti: 0.001%~0.1%
티타늄은 탄소 및 질소를 고정하여 강 중 고용 탄소 및 고용 질소의 양을 저감하고, 강의 내식성 향상에 효과적이지만 표층부에 형성되는 TiN 석출물은 촉매 작용으로 인한 배기가스의 탄화수소의 흡착 및 더 나아가 카본 슬러지 흡착에 있어 중요 사이트(site)로 작용하게 된다. 따라서 Ti의 함량은 0.1% 이하로 제한하며 보다 바람직하게는 0.05% 이하로 제한하여야 한다. 다만 용강중의 Ti 성분을 불가피한 불순물로서 존재하며 이를 0%로 완전히 제거하기에는 제조 비용이 상승함으로 0.001% 이상은 허용한다.
Al: 0.001%~0.15%
알루미늄은 강력한 탈산제로써, 용강 중 산소의 함량을 낮추는 역할을 하며, 본 발명에서는 0.001% 이상 첨가한다. 다만, 그 함량이 과다할 경우, 비금속 개재물 증가로 인해 냉연 스트립의 슬리브 결함이 발생함과 동시에 용접성을 열화시키는 바, 0.15% 이하로 한정하고, 보다 바람직하게는 0.1% 이하고 한정한다.
N: 0.003~0.03%
질소는 열간 압연시 오스테나이트를 석출시켜 재결정을 촉진시키는 역할을 하는 원소로, 본 발명에서는 0.003% 이상 첨가한다. 다만, 그 함량이 과다할 경우, 강의 연성을 저하하는 바, 0.03% 이하로 한정한다.
Nb: 0.3%~0.6%
Nb는 고용 C와 결합하여 NbC를 석출하여 고용 C 함량을 낮추어 내식성을 증대한다. 또한 표층부의 NbC는 배기가스 중 탄화수소와 상호작용이 없기 때문에 열 교환기내 카본 슬러지의 흡착을 억제하는 역할을 한다. 따라서 본 발명에서는 0.3% 이상 첨가하는 것이 바람직하다. 다만 그 함량이 과다할 경우, 재결정을 억제하여 성형성을 열위하게 하기 때문에 0.6% 이하로 함량을 제한하는 것이 바람직하다.
Mo: 0.01~2.5%
Mo는 페라이트계 내식성을 증대함과 동시에 고온 강도를 향상시키는 역할을 한다. 따라서 0.01%이상 첨가하는 것이 바람직하다. 다만, 그 함량이 과다할 경우, Intermetallic 석출물 생성에 의해 취성이 발생하게 된다. 따라서 2.5% 이하로 함량을 제한하는 것이 바람직하다.
본 발명의 일 실시예에 따른 카본 슬러지 흡착이 저감된 배기계 열교환기용 페라이트계 스테인리스강은 Cu: 0.01~0.15%를 더 포함할 수 있다.
Cu: 0.01%~0.15%
Cu는 배기계 응축수 환경에서 내식성을 증대시키는 효과가 있다. 따라서 0.01%이상 첨가하는 것이 바람직하다. 다만, 그 함량이 과다할 경우 연성을 저하시켜 성형 품질을 열위하게 한다. 따라서 0.15% 이하로 함량을 제한하는 것이 바람직하다.
도 2는 본 발명의 일 실시예에 따른 0.4mm 두께의 냉연 소둔판의 미세조직을 전자현미경(SEM)을 통하여 관찰한 사진이다.
도 2를 참조하면, 0.4mm 두께 소재의 표층부를 관찰한 전자현미경(Scanning Electron Microscope, SEM) 사진으로 TiN 석출물, TiNNbC 복합석출물, NbC 석출물을 시각적으로 확인할 수 있다.
도 2를 참조하면, 본 발명의 일 실시예에 따른 카본 슬러지 흡착이 저감된 배기계 열교환기용 페라이트계 스테인리스강은, 표층부 페라이트 기지 내에 0.1㎛ 이상의 크기를 가지는 TiN 석출물이 2.5*104ea/mm2 이하로 분포된다. 바람직하게는, TiN 석출물이 2.3*104ea/mm2 이하로 분포된다.
상기 TiN 석출물은 상술한 바와 같이 촉매 작용으로 인한 배기가스의 탄화수소의 흡착 및 더 나아가 카본 슬러지 흡착에 있어 중요 사이트(site)로 작용하게 된다. 따라서, 이러한 TiN 석출물의 분포를 제어할 필요가 있다.
표층부 페라이트 기지 내에 상기 0.1㎛ 이상의 크기를 가지는 TiN 석출물의 분포가 2.5*104ea/mm2 초과인 경우, 기존 페라이트계 스테인리스강 대비하여 카본 슬러지의 흡착량을 50% 이상 감소시키는 효과를 얻을 수 없다.
또한, 본 발명의 일 실시예에 따른 카본 슬러지 흡착이 저감된 배기계 열교환기용 페라이트계 스테인리스강은, 표층부 페라이트 기지 내에 0.1㎛ 이상의 크기를 가지는 TiN 석출물, TiNNbC 복합석출물 및 NbC 석출물이 분포되며, 상기 석출물들은 하기 식 (1)을 만족할 수 있다.
{Z / (X +Y)} ≥ 20 ------ 식 (1)
여기서, X는 TiN 석출물의 단위 면적당 개수(ea/mm2)이며, Y는 TiNNbC 복합석출물의 단위 면적당 개수(ea/mm2)이며, Z는 NbC 석출물의 단위 면적당 개수(ea/mm2)이다.
Nb 첨가 페라이트계 스테인리스강은 상기 TiN 석출물을 핵으로 하여 표층부에 TiNNbC 복합석출물이 형성되며 이는 역시 촉매의 성질을 가지고 있어 탄화수소를 흡착하는 사이트가 될 수 있다. 따라서, 상기 TiN 석출물 뿐만 아니라 상기 TiNNbC 복합석출물의 분포 역시 제어할 필요가 있다.
상기 TiN 석출물, 상기 TiNNbC 복합석출물, 상기 NbC 석출물의 분포에 관련된 상기 식 (1)을 통하여, 각 석출물들의 분포를 제어하여 카본 슬러지의 흡착을 저감시킬 수 있다. 상기 식 (1)에 따른 값이 20 미만인 경우에는, NbC 석출물 보다 TiN 석출물 및 TiNNbC 복합석출물의 분포량이 상대적으로 많아 탄화수소가 흡착할 수 있는 사이트가 많은 것으로 기존의 페라이트계 스테인리스강과 비교하여 카본 슬러지 흡착량을 충분히 저감시킬 수 없다.
본 발명의 일 실시예에 따른 카본 슬러지 흡착이 저감된 배기계 열교환기용 페라이트계 스테인리스강은, 표층부 페라이트 기지 내에 상기 0.1㎛ 이상의 크기를 가지는 TiNNbC 복합석출물의 분포가 2.0*104ea/mm2 이하로 분포된다.
표층부 페라이트 기지 내에 상기 0.1㎛ 이상의 크기를 가지는 TiNNbC 복합석출물의 분포가 2.0*104ea/mm2 초과인 경우, 기존 페라이트계 스테인리스강 대비하여 카본 슬러지의 흡착량을 50% 이상 감소시키는 효과를 얻을 수 없다.
본 발명의 일 실시예에 따른 카본 슬러지 흡착이 저감된 배기계 열교환기용 페라이트계 스테인리스강은, 표층부 페라이트 기지 내에 상기 0.1㎛ 이상의 크기를 가지는 NbC 석출물의 분포가 8.5*105ea/mm2 이상으로 분포된다.
또한, 표층부 페라이트 기지 내에 상기 0.1㎛ 이상의 크기를 가지는 NbC 석출물의 분포가 8.5*105ea/mm2 미만인 경우, 기존 페라이트계 스테인리스강 대비하여 카본 슬러지의 흡착량을 50% 이상 감소시키는 효과를 얻을 수 없다.
뿐만 아니라, 상기 TiN 석출물, 상기 TiNNbC 복합석출물, 상기 NbC 석출물의 분포 및 크기는 후술할 상기 페라이트계 스테인리스강 슬라브의 연속 주조시 냉각 조건을 제어함으로써 얻을 수 있으며, 종래의 냉각 조건에 따르는 경우 이를 얻을 수 없다.
상기의 페라이트계 스테인리스강을 제조하기 위한 본 발명의 일 실시예에 따른, 카본 슬러지 흡착이 저감된 배기계 열교환기용 페라이트계 스테인리스강의 제조 방법은, 중량%로, C: 0.003~0.1%, Si: 0.01~2.0%, Mn: 0.01~1.5%, P: 0.05% 이하, S: 0.005% 이하, Cr: 10~30%, Ti: 0.001~0.10%, Al: 0.001~0.15%, N: 0.003~0.03%, Nb: 0.3~0.6%, Mo: 0.01~2.5%, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하는 용강을 이용하여 슬라브의 연속 주조시, 상기 슬라브의 표면의 온도가 1,100℃에 이르기까지 6℃/초 이상의 평균 냉각속도로 냉각하는 단계, 복열 후 1,100 내지 1,200℃의 온도에서 5 내지 15분 동안 유지시키는 단계 및 400℃에 이르기까지 수냉하는 단계를 포함한다.
상기 페라이트계 스테인리스강의 성분들의 함량 및 역할은 상술한 바와 동일한 바 중복되는 설명은 생략하도록 한다.
즉, 상기 성분계를 가지는 용강을 이용하여 연속 주조를 통하여 슬라브를 제조하고, 상기 슬라브를 열간 압연, 열연판 소둔, 냉간 압연, 소둔 등의 일반적인 페라이트계 스테인리스강 제조 공정에 따라 최종 제품을 제조할 수 있다.
여기서, 상기 슬라브의 연속 주조시 냉각 패턴을 제어할 수 있는데, 이러한 냉각 패턴의 제어를 통하여 상기 TiN 석출물, 상기 TiNNbC 복합석출물, 상기 NbC 석출물의 분포 및 크기를 제어할 수 있다.
도 3은 본 발명의 일 실시예에 따른 페라이트계 스테인리스강의 연속 주조시 냉각 패턴을 설명하기 위한 도면이다.
도 3을 참조하면, 구체적으로, 슬라브의 연속 주조시, 상기 슬라브의 표면의 온도가 1,100℃에 이르기까지 6℃/초 이상의 평균 냉각속도로 냉각하는 단계를 거치는데, 이는 TiN 석출물의 석출 노우즈(nose) 온도가 약 1,400℃로써, 상기 슬라브의 응고 개시 후 상기 슬라브 표면 온도를 기준으로 1,530℃에서 1,100℃에 이르기까지 빠른 속도로 냉각하는 강냉 단계를 거쳐 최대한 약 1,400℃의 온도 구간을 회피함으로써, TiN의 석출을 최대한 억제할 수 있다.
예를 들어, 상기 슬라브 표면의 온도를 1,530℃에서 90초 이내에 1,100℃까지 냉각할 수 있으며, 바람직하게는 80초 이내에 냉각할 수 있다.
이후 냉각된 상기 슬라브를 복열하여 1,100 내지 1,200℃의 온도에서 5 내지 15분 동안 유지시키는 단계를 거치는데, 이는 NbC 석출물의 석출 노우즈(nose) 온도가 약 1,150℃이므로, 약 1,150℃의 온도 구간에서 복열을 통하여 상기 슬라브의 표면에 NbC 단독 석출물의 석출을 극대화 할 수 있다.
복열된 상기 슬라브를 400℃에 이르기까지 수냉(water quenching)하는 단계를 거치는데, 빠른 냉각을 통하여 라베스(laves) 상, 시그마(sigma) 상 등의 기타 석출물의 석출을 억제하기 위함이다.
따라서, 상기 페라이트계 스테인리스강의 연속 주조시 슬라브 표면 온도을 제어하는 냉각 패턴을 통하여, 상기 TiN 석출물, 상기 TiNNbC 복합석출물, 상기 NbC 석출물의 분포 및 크기, 그리고 이들 분포의 상관 관계를 제어할 수 있다.
이하, 본 발명의 일 실시예에 따른 카본 슬러지 흡착이 저감된 배기계 열교환기용 페라이트계 스테인리스강을 실시예들을 통하여 상세하게 설명하고자 한다.
실시예
하기 표 1의 조성을 가지는 용강을 준비하고 연속 주조를 통하여 슬라브를 제조하였다.
중량% C N Si Mn P S Cr Ti Al Nb Mo
발명강 1 0.008 0.01 0.29 0.85 0.028 0.004 18.4 0.09 0.11 0.51 1.9
발명강 2 0.009 0.008 0.31 0.84 0.032 0.003 18.7 0.02 0.01 0.54 2
비교강 1 0.011 0.009 0.25 0.87 0.031 0.003 18.5 0.15 0.12 0.53 2.1
이때에, 상기 슬라브의 연속 주조시 슬라브 냉각 패턴을 도 3에 따라 실시하였다.
즉, 본 발명의 일 실시예에 따른 냉각 패턴을 통한 상기 발명강들 및 비교강에 따른 슬라브 제조시, 실시예 1, 2 및 비교예 4는 각각 상기 발명강 1, 2 및 비교강 1 슬라브의 표면 온도가 1,530℃에서 1,100℃에 이르기까지 6℃/초의 속도로 강냉하였으며, 이후 1,150℃의 온도에서 10분간 복열하고, 수냉(water quenching)을 통하여 400℃까지 급랭하였다.
나머지 비교예 1 내지 3의 경우, 기존의 냉각 패턴을 통하여 슬라브 제조하였다.
제조된 슬라브를 열간 압연, 열연판 소둔, 냉간 압연 및 냉연판 소둔을 통하여 0.4mm 두께의 냉연 소둔판을 제조하였다.
이후, 상기 냉연 소둔판의 표층부에 대해서 투과 전자현미경(Transmission Electron Microscope, TEM)으로 사진을 촬영하고, 이미지 애널라이저(Image Analyzer)를 통해 입경 0.1㎛ 이상인 TiN 석출물, TiNNbC 복합석출물 및 NbC 석출물의 개수 및 개수 비(P)를 측정하였고 하기 표 2에 나타내었다.
강종 TiN 석출물 개수(ea/mm2) TiNNbC 석출물 개수(ea/mm2) NbC 석출물 개수(ea/mm2) 식 (1)
실시예 1 발명강 1 2.3*104 1.3*104 9.6*104 26.7
실시예 2 발명강 2 1.8*104 1.1*104 9.7*104 33.4
비교예 1 발명강 1 4.7*104 2.1*104 7.9*104 11.6
비교예 2 발명강 2 2.8*104 1.2*104 7.7*104 19.3
비교예 3 비교강 1 7.2*104 3.2*104 7.2*104 6.9
비교예 4 비교강 1 5.5*104 2.4*104 8.4*104 10.6
상기 표 2를 참조하면, 발명강 1, 2의 경우, TiN 석출물은 4.7*104 ea/mm2 이하이며, TiNNbC 복합석출물은 2.1*104 ea/mm2 이하로 비교강 1에 비하여 전체적으로 낮게 분포됨을 알 수 있다. 이는 비교강 1의 경우 C 및 Ti의 함량이 본 발명의 성분계를 벗어나는 것으로 TiN 석출물은 5.5*104 ea/mm2 이상이며, TiNNbC 복합석출물은 2.4*104 ea/mm2 이상으로 분포되어 있음을 알 수 있다.
본 발명의 실시예들에 따른 성분계를 만족한다고 하더라도, 슬라브의 연속 주조시 냉각 패턴이 본 발명의 실시예를 벗어나 기존의 냉각 패턴으로 수행하는 경우, 본 발명에서 목적하는 석출물들의 분포를 만족하기 어렵다.
즉, 실시예 1과 비교예 1은 각각 동일한 발명강 1을 도 3의 냉각 패턴을 통하여 슬라브를 제조하고, 이후 냉연 소둔판을 제조한 것이다.
실시예 1 및 비교예 1을 참조하면, 동일한 성분계의 발명강 1을 연속 주조시 다른 냉각 패턴에 따라 슬라브를 제조하는 경우, 최종 냉연재의 표면에서의 석출물이 상이함을 알 수 있다. 즉, 본 발명의 냉각 패턴에 따라 슬라브를 제조하는 경우인 실시예 1에서, TiN 석출물, TiNNbC 복합석출물 및 NbC 석출물의 상관 관계에 관한 상기 식 (1)의 값이 20 이상으로 나타남을 알 수 있다.
또한, 실시예 2와 비교예 2는 각각 동일한 발명강 2를 도 3의 냉각 패턴을 통하여 슬라브를 제조하고, 이후 냉연 소둔판을 제조한 것이다. 이 역시 상기 실시예 1 및 비교예 1의 관계와 마찬가지로 본 발명의 냉각 패턴에 따라 슬라브를 제조하는 경우인 실시예 2에서, TiN 석출물, TiNNbC 복합석출물 및 NbC 석출물의 상관 관계에 관한 상기 식 (1)의 값이 20 이상으로 나타남을 알 수 있다.
또한 상기 냉연 소둔판을 0.4mm 두께 뿐만 아니라, 1.2mm 두께로 제조하여 이를 이용하여 도 1의 배기가스 열교환기 모사 장치를 제작하였고, 96시간 동안 동일한 유속의 가솔린 배기가스를 흘린 후 열교환기 모사 장치의 무게 변화를 측정하여 카본 슬러지의 흡착량을 정량화하였고 하기 표 3에 나타내었다.
강종 카본 슬러지 흡착량(g)
실시예 1 발명강 1 7
실시예 2 발명강 2 5
비교예 1 발명강 1 12
비교예 2 발명강 2 10.5
비교예 3 비교강 1 15
비교예 4 비교강 1 13
표 2 및 표 3을 참조하면, 본 발명의 실시예들에 따른 성분계 및 슬라브 냉각 패턴에 따라 제조된 페라이트계 스테인리스강의 경우, 0.1㎛ 이상의 크기를 가지는 TiN 석출물이 2.5*104ea/mm2 이하로 분포되며, 상기 식 (1)에 따른 값이 20 이상을 만족하여 배기가스 열교환기 모사장치을 이용한 실험에서 카본 슬러지 흡착량이 동일 강종에 대한 비교예와 비교하여 50% 이상 감소함을 알 수 있다.
이와 달리 비교예 3 및 4의 경우 본 발명의 성분계를 벗어나 본 발명의 냉각 패턴에 따라 제조하더라도 석출물들을 제어하기 어려우며 카본 슬러지 흡착량을 충분히 저감하기 어려움을 알 수 있다.
상술한 바에 있어서, 본 발명의 예시적인 실시예들을 설명하였지만, 본 발명은 이에 한정되지 않으며 해당 기술 분야에서 통상의 지식을 가진 자라면 다음에 기재하는 특허청구범위의 개념과 범위를 벗어나지 않는 범위 내에서 다양한 변경 및 변형이 가능함을 이해할 수 있을 것이다.
본 발명의 실시예들에 따른 카본 슬러지 흡착이 저감된 배기계 열교환기용 페라이트계 스테인리스강 및 이의 제조 방법은 EGR 쿨러 등 배기계 열교환기 용도로 적용 가능하다.

Claims (6)

  1. 중량%로, C: 0.003~0.1%, Si: 0.01~2.0%, Mn: 0.01~1.5%, P: 0.05% 이하, S: 0.005% 이하, Cr: 10~30%, Ti: 0.001~0.10%, Al: 0.001~0.15%, N: 0.003~0.03%, Nb: 0.3~0.6%, Mo: 0.01~2.5%, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하며,
    표층부 페라이트 기지 내에 0.1㎛ 이상의 크기를 가지는 TiN 석출물이 2.5*104ea/mm2 이하로 분포된 카본 슬러지 흡착이 저감된 배기계 열교환기용 페라이트계 스테인리스강.
  2. 제1항에 있어서,
    Cu: 0.01~0.15%를 더 포함하는 카본 슬러지 흡착이 저감된 배기계 열교환기용 페라이트계 스테인리스강.
  3. 제1항에 있어서,
    표층부 페라이트 기지 내에 0.1㎛ 이상의 크기를 가지는 TiN 석출물, TiNNbC 복합석출물 및 NbC 석출물이 분포되며, 상기 석출물들은 하기 식 (1)을 만족하는 카본 슬러지 흡착이 저감된 배기계 열교환기용 페라이트계 스테인리스강.
    {Z / (X +Y)} ≥ 20 ------ 식 (1)
    여기서, X는 TiN 석출물의 단위 면적당 개수(ea/mm2)이며, Y는 TiNNbC 복합석출물의 단위 면적당 개수(ea/mm2)이며, Z는 NbC 석출물의 단위 면적당 개수(ea/mm2)이다.
  4. 제3항에 있어서,
    표층부 페라이트 기지 내에 상기 TiNNbC 복합석출물이 1.3*104ea/mm2 이하로 분포된 카본 슬러지 흡착이 저감된 배기계 열교환기용 페라이트계 스테인리스강.
  5. 제3항에 있어서,
    표층부 페라이트 기지 내에 상기 NbC 석출물이 9.6*105ea/mm2 이상으로 분포된 카본 슬러지 흡착이 저감된 배기계 열교환기용 페라이트계 스테인리스강.
  6. 중량%로, C: 0.003~0.1%, Si: 0.01~2.0%, Mn: 0.01~1.5%, P: 0.05% 이하, S: 0.005% 이하, Cr: 10~30%, Ti: 0.001~0.10%, Al: 0.001~0.15%, N: 0.003~0.03%, Nb: 0.3~0.6%, Mo: 0.01~2.5%, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하는 용강을 이용하여 슬라브의 연속 주조시, 상기 슬라브의 표면의 온도가 1,100℃에 이르기까지 6℃/초 이상의 평균 냉각속도로 냉각하는 단계;
    복열하여 1,100 내지 1,200℃의 온도에서 5 내지 15분 동안 유지시키는 단계; 및
    400℃에 이르기까지 수냉하는 단계를 포함하는 카본 슬러지 흡착이 저감된 배기계 열교환기용 페라이트계 스테인리스강의 제조 방법.
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