WO2022124703A1 - 진공열차 튜브용 열연강판 및 그 제조방법 - Google Patents

진공열차 튜브용 열연강판 및 그 제조방법 Download PDF

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WO2022124703A1
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vacuum
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양홍석
박준학
서석종
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Definitions

  • the present invention relates to a hot-rolled steel sheet and a method for manufacturing the same, and more particularly, to a hot-rolled steel sheet having properties suitable for use in vacuum train tubes due to excellent yield strength, vibration damping ratio, and low-temperature toughness, and a method for manufacturing the same.
  • a vacuum train also known as a hyper tube train, is a system in which a magnetic levitation train moves in a tube of vacuum.
  • Vacuum trains are capable of high-speed operation because there is no friction with air or tracks, which are the main sources of energy loss during train travel. Since it is possible to save 93% of energy compared to aircraft due to its low energy loss, it has been in the spotlight as an eco-friendly next-generation transportation method and active research is being conducted around the world.
  • the structure and material of the vacuum tube used in the high-speed vacuum train affects the performance and cost of the system.
  • tube materials for vacuum trains there are three major materials studied as tube materials for vacuum trains.
  • One is concrete. Concrete tube is advantageous in terms of cost, but it is difficult to connect individual tubes of about 10m to each other.
  • Another material that has been heavily studied is composite materials such as carbon fiber. Composite materials such as carbon fiber are light and have high performance, but high cost is considered as the biggest disadvantage.
  • the most promising material for vacuum train tubes is steel.
  • Steel is a material that can be mass-produced at low cost.
  • Steel has high rigidity and strength and is an easy material to process.
  • it is a material that is easy to assemble or weld accessories between tubes or tubes, and it is also a material with an appropriate outgassing rate when maintaining a vacuum.
  • the safety of passengers and surrounding facilities should be considered as the top priority.
  • even safety standards for high-speed vacuum trains have not been established, and the development of tube materials for securing the safety of high-speed vacuum trains is also insufficient.
  • Patent Document Korean Patent Publication No. 10-2106353 (2020.05.04. Announcement)
  • a hot-rolled steel sheet having properties suitable for use in a vacuum train tube and a method for manufacturing the same because of its excellent yield strength, vibration damping ratio, and low-temperature toughness.
  • the hot-rolled steel sheet for a vacuum train tube according to an aspect of the present invention, by weight, carbon (C): 0.15 to 0.25%, silicon (Si): 0.3 to 1.3%, manganese (Mn): 1.0 to 2.0%, the remainder It contains Fe and other unavoidable impurities, and has a ferrite and pearlite composite structure as a microstructure, and the following Relations 1 to 3 may be satisfied.
  • D denotes an average ferrite grain size ( ⁇ m) of the hot-rolled steel sheet
  • [C] and [Mn] are carbon (C) and silicon (Si) of the hot-rolled steel sheet, respectively. ) and the content (wt%) of manganese (Mn).
  • the microstructure of the hot-rolled steel sheet may be composed of 60 to 90 area % of ferrite, 10 to 40 area % of pearlite, and other unavoidable structures.
  • the total amount of titanium (Ti), niobium (Nb) and vanadium (V) inevitably included in the hot-rolled steel sheet may be less than 0.01% (including 0%).
  • the average grain size (D) of the ferrite may be 10 ⁇ 30 ⁇ m.
  • the yield strength of the hot-rolled steel sheet is 350 MPa or more, the Charpy impact energy based on -20°C of the hot-rolled steel sheet is 27 J or more, and bending vibration after processing the hot-rolled steel sheet into a specimen having length * width * thickness of 80 * 20 * 2 mm
  • a vibration damping ratio measured with respect to a frequency of 1650 Hz may be 100*10 -6 or more.
  • the thickness of the hot-rolled steel sheet may be 10mm or more.
  • the method for manufacturing a hot-rolled steel sheet for a vacuum train tube is, by weight, carbon (C): 0.15 to 0.25%, silicon (Si): 0.3 to 1.3%, manganese (Mn): 1.0 to 2.0 %, heating the slab containing the remaining Fe and other unavoidable impurities at a heating temperature (T 1 ) of 1100 ° C. to 1300 ° C.; providing a hot-rolled steel sheet by hot-rolling the heated slab to a finish rolling temperature (T 2 ) of 900° C.
  • C carbon
  • Si silicon
  • Mn manganese
  • [T 1 ], [T 2 ] and [T 3 ] are slab heating temperature (T 1 , °C), finish rolling temperature (T 2 , °C) and winding temperature (T 3 , °C), respectively. do.
  • the total amount of titanium (Ti), niobium (Nb) and vanadium (V) inevitably included in the slab may be less than 0.01% (including 0%).
  • a hot-rolled steel sheet having properties suitable for a vacuum train tube due to excellent yield strength, vibration damping ratio, and low-temperature toughness, and a method for manufacturing the same can be provided.
  • the present invention relates to a hot-rolled steel sheet for a vacuum train tube and a method for manufacturing the same, and preferred embodiments of the present invention will be described below.
  • Embodiments of the present invention may be modified in various forms, and the scope of the present invention should not be construed as being limited to the embodiments described below.
  • the present embodiments are provided in order to further detailed the present invention to those of ordinary skill in the art to which the present invention pertains.
  • a vacuum train is a train that runs in a tube in a vacuum or sub-vacuum state, and is a next-generation transportation means that is currently in an early stage of development.
  • the vacuum train is a transportation means that can effectively achieve high speed and high efficiency because frictional resistance between wheels and tracks is eliminated and air resistance is minimized.
  • the safety of the vacuum train is not sufficiently secured due to the characteristics of the vacuum train operating at high speed, there is a risk of a major accident.
  • the inventor of the present invention found that the following physical properties are important as a material for a vacuum tube in order to secure the safety of a vacuum train.
  • the first physical property required for materials for vacuum tubes is high strength. Since the vacuum train moves through the inside of the vacuum tube, the material for the vacuum tube is required to have sufficient strength as a structure. In addition, since the inside of the vacuum tube must be maintained in a vacuum or sub-vacuum state, it is required to have sufficient high strength properties so that the shape of the tube is not deformed by the pressure difference between the inside and the outside.
  • the second physical property required for materials for vacuum tubes is vibration damping ability.
  • a pod with a lifespan of several tens of people passes through the inside of the vacuum tube at intervals of several tens of seconds to several minutes. After passing of the preceding pod, when the succeeding pod passes, vibration is amplified in the vacuum tube and resonance may occur, and in severe cases, it may even cause tube breakage. Therefore, when a material having a vibration damping ratio higher than a certain level is applied to the vacuum tube, it is possible to effectively reduce the vibration in the tube after passage of the preceding pod, and effectively contribute to the safety of the vacuum train.
  • the third physical property required for materials for vacuum tubes is low-temperature toughness.
  • Vacuum trains can also operate in the polar regions or in the deep sea. Since the steel material tends to break more easily in a low temperature or cryogenic environment, when the steel material is applied to a vacuum tube, it is required to have a low temperature toughness of a certain level or more to ensure safety.
  • the inventor of the present invention through in-depth research, recognized that excellent yield strength, vibration damping ratio, and low-temperature toughness could be compatible by strictly controlling the alloy composition content and microstructure of the steel sheet, and thus derived the present invention.
  • the hot-rolled steel sheet for a vacuum train tube according to an aspect of the present invention, by weight, carbon (C): 0.15 to 0.25%, silicon (Si): 0.3 to 1.3%, manganese (Mn): 1.0 to 2.0%, the remainder It contains Fe and other unavoidable impurities, and has a ferrite and pearlite composite structure as a microstructure, and the following Relations 1 to 3 may be satisfied.
  • D denotes an average ferrite grain size ( ⁇ m) of the hot-rolled steel sheet
  • [C] and [Mn] are carbon (C) and silicon (Si) of the hot-rolled steel sheet, respectively. ) and the content (wt%) of manganese (Mn).
  • Carbon (C) is a component that greatly affects the strength of the steel sheet.
  • the present invention may contain 0.15% or more of carbon (C) in order to secure the strength required for the structure.
  • a preferred lower limit of the carbon (C) content may be 0.17%, and a more preferred lower limit of the carbon (C) content may be 0.20%.
  • the present invention may limit the upper limit of the carbon (C) content to 0.25%.
  • a preferable upper limit of the carbon (C) content may be 0.23%, and a more preferable upper limit of the carbon (C) content may be 0.22%.
  • the present invention may contain 0.3% or more of silicon (Si) for this effect.
  • the lower limit of the preferable silicon (Si) content may be 0.5%.
  • the content of silicon (Si) when the content of silicon (Si) is excessive, the surface scale may be prevented from falling off and the product surface quality may be deteriorated.
  • the content of silicon (Si) when the content of silicon (Si) is excessive, the low-temperature toughness of the base material and the welding part is lowered, thereby increasing the risk of fracture when the material is used. Therefore, in the present invention, the content of silicon (Si) can be limited to 1.3% or less.
  • the upper limit of the preferable silicon (Si) content may be 1.0%.
  • Manganese (Mn) is a component that improves the strength and hardenability of steel. Therefore, the present invention may contain 1.0% or more of manganese (Mn) in order to secure such an effect.
  • Mn manganese
  • a preferred lower limit of the manganese (Mn) content may be 1,2%, and a more preferred lower limit of the manganese (Mn) content may be 1.5%.
  • the present invention may limit the content of manganese (Mn) to 2.0% or less.
  • the upper limit of the preferable manganese (Mn) content may be 1.8%, and the upper limit of the more preferable manganese (Mn) content may be 1.6%.
  • the hot-rolled steel sheet of the present invention may include the remaining Fe and other unavoidable impurities in addition to the above-described components.
  • unintended impurities from raw materials or the surrounding environment may inevitably be mixed in the normal manufacturing process, it cannot be entirely excluded. Since these impurities are known to those of ordinary skill in the art, all contents thereof are not specifically mentioned in the present specification.
  • additional addition of effective ingredients other than the above-mentioned ingredients is not entirely excluded.
  • the hot-rolled steel sheet of the present invention actively suppresses the addition of titanium (Ti), niobium (Nb) and vanadium (V), and even if these components are unavoidably included, the total content thereof can be limited to less than 0.01% (including 0%).
  • Titanium (Ti), niobium (Nb), and vanadium (V) are representative precipitation strengthening elements, which effectively contribute to the improvement of the strength of steel by generating fine carbonitrides.
  • titanium (Ti), niobium (Nb), and vanadium (V) work unfavorably to secure vibration damping ability by excessively refining the microstructure of steel, the present invention intends to actively suppress these components.
  • titanium (Ti), niobium (Nb), and vanadium (V) are expensive components, and are not preferable in terms of economy.
  • the present invention does not artificially add these components, and even when they are unavoidably added, the total content of these components can be actively suppressed to less than 0.01%.
  • the total content of these components may be 0.005% or less, and more preferably, the total content of these components may be 0%.
  • the hot-rolled steel sheet according to an aspect of the present invention may have a complex structure made of ferrite and pearlite as a microstructure.
  • the present invention can actively suppress the formation of low-temperature structures such as bainite and martensite.
  • Low-temperature structures such as bainite and martensite have high strength and low yield ratio, so they can exhibit excellent physical properties as structural materials.
  • the hot-rolled steel sheet for a vacuum train tube according to an embodiment of the present invention is thick at a level of 10 mm or more, even if a low-temperature structure is introduced, deviations in physical properties may occur in the thickness direction of the steel sheet. This is because a low-temperature structure is formed only on the surface of the steel sheet, and it is difficult to sufficiently form a low-temperature structure up to the center of the steel sheet.
  • the microstructure of the steel sheet is composed of a composite structure made of ferrite and pearlite in order to reduce the deviation of physical properties, and the fraction of the low-temperature structure such as bainite and martensite is unavoidably formed by 1 area% or less (0 %) can be actively suppressed.
  • a preferred fraction of low-temperature tissue may be less than 0.5 area %.
  • the fraction of ferrite may be 60 to 90 area%, and the fraction of pearlite may be 10 to 40 area%.
  • the present invention may limit the average grain size of ferrite to a certain range. Since it is advantageous to secure a vibration damping ratio as the grain size increases, the present invention may limit the average grain size of ferrite to 10 ⁇ m or more. A preferred average grain size may be greater than 10 ⁇ m, and a more preferred average grain size may be 15 ⁇ m or more. On the other hand, when the grain size is excessively large, the strength and low-temperature toughness of the material are deteriorated, so the present invention may limit the average grain size of ferrite to 30 ⁇ m or less. A preferred average grain size may be 25 ⁇ m or less.
  • the inventor of the present invention conducted an in-depth study on a method for securing the stability of a material for a vacuum train tube, and as a result, the content of carbon (C), silicon (Si) and manganese (Mn) in the low alloy steel sheet as in the present invention and Recognizing that it is possible to simultaneously secure yield strength, vibration damping ratio, and low-temperature toughness when the average grain size of ferrite is controlled within a certain range, the following Relations 1 to 3 were derived.
  • D denotes an average ferrite grain size ( ⁇ m) of the hot-rolled steel sheet
  • [C] and [Mn] are carbon (C) and silicon (Si) of the hot-rolled steel sheet, respectively. ) and the content (wt%) of manganese (Mn).
  • the hot-rolled steel sheet for vacuum train tube of the present invention satisfies all of Relations 1 to 3, it is possible to simultaneously secure the desired yield yield, vibration damping ratio, and low-temperature toughness.
  • the hot-rolled steel sheet for a vacuum train tube of the present invention may have a yield strength of 350 MPa or more and a -20°C Charpy impact energy of 27J or more. Accordingly, the hot-rolled steel sheet for a vacuum train tube of the present invention secures strength and low-temperature toughness suitable as a structural material, thereby effectively securing the structural safety of the tube for a vacuum train.
  • the hot-rolled steel sheet for a vacuum train tube of the present invention may have a vibration damping ratio of 100*10 -6 or more.
  • the vibration damping ratio means a vibration damping ratio measured at a frequency of 1650 Hz after hitting a specimen having a length * width * thickness of 80 * 20 * 2 mm in a flexural vibration mode. Since the hot-rolled steel sheet for a vacuum train tube of the present invention has a vibration damping ratio of 100*10 -6 or more, it is possible to effectively suppress the vibration amplification in the vacuum tube, and to effectively prevent damage to the tube for a vacuum train due to vibration. have.
  • a hot-rolled steel sheet having properties suitable for use in a vacuum train tube because of its excellent yield strength, vibration damping ratio, and low-temperature toughness.
  • the method for manufacturing a hot-rolled steel sheet for a vacuum train tube is, by weight, carbon (C): 0.15 to 0.25%, silicon (Si): 0.3 to 1.3%, manganese (Mn): 1.0 to 2.0 %, heating the slab containing the remaining Fe and other unavoidable impurities at a heating temperature (T 1 ) of 1100 ° C. to 1300 ° C.; providing a hot-rolled steel sheet by hot-rolling the heated slab to a finish rolling temperature (T 2 ) of 900° C.
  • C carbon
  • Si silicon
  • Mn manganese
  • [T 1 ], [T 2 ] and [T 3 ] are slab heating temperature (T 1 , °C), finish rolling temperature (T 2 , °C) and winding temperature (T 3 , °C), respectively. do.
  • a steel slab having a predetermined alloy composition is prepared. Since the steel slab of the present invention has an alloy composition corresponding to that of the hot-rolled steel sheet, the description of the alloy composition of the steel slab is replaced with the description of the alloy composition of the hot-rolled steel sheet.
  • the prepared steel slab may be heated at a heating temperature (T 1 ) of 1100° C. to 1300° C.
  • T 1 heating temperature
  • the steel slab may be heated in a temperature range of 1100° C. or higher.
  • the preferred heating temperature of the steel slab may be 1200° C. or more.
  • a more preferred steel slab heating temperature may be 1250° C. or higher.
  • the present invention can limit the heating temperature of the steel slab to 1300° C. or less.
  • a hot-rolled steel sheet may be provided by hot-rolling the heated steel slab to a finish rolling temperature (T 2 ) of 900°C to 1000°C.
  • the steel sheet provided by hot rolling of the present invention may have a thickness of 10 ⁇ m or more.
  • FDT Finishing Delivery Temperature
  • the present invention intends to control the final microstructure to a level of a certain size or higher, hot rolling can be performed at a finish rolling temperature of 900° C. or higher.
  • the preferred finish rolling temperature may be 950° C. or higher.
  • the finish rolling temperature is excessively high, the final microstructure may be realized excessively coarse, and the present invention may limit the upper limit of the finish rolling temperature to 1000°C.
  • the hot-rolled steel sheet provided by hot rolling may be wound at a coiling temperature (T 3 ) of 600° C. to 700° C. after water cooling. Since the present invention intends to implement a composite structure of ferrite and pearlite as a final structure, winding can be carried out in a temperature range of 600° C. or higher. Since the present invention intends to implement a final microstructure of a certain size or more, it is more preferable to wind it in a temperature range of 650° C. or more. However, when the coiling temperature is excessively high, a coarse microstructure may be formed or the surface quality may be poor, and the present invention may limit the upper limit of the coiling temperature to 700°C.
  • the inventor of the present invention conducted in-depth research with respect to technical means for controlling the grain size of the final microstructure, and in order to control the grain size of the final microstructure in the component system of the present invention, the heating temperature (T 1 ), the finish rolling temperature during hot rolling (T 2 ) and the coiling temperature at the time of winding the hot-rolled steel sheet (T 3 ) must be independently controlled to satisfy a certain range, as well as these slab heating temperature (T 1 ), It was confirmed that the finishing rolling temperature (T 2 ) and the winding temperature (T 3 ) should be controlled within a certain range in connection with each other, and the following relational expression 4 was derived.
  • [T 1 ], [T 2 ] and [T 3 ] are slab heating temperature (T 1 , °C), finish rolling temperature (T 2 , °C) and winding temperature (T 3 , °C), respectively. do.
  • the slab is heated at a heating temperature (T 1 ) of 1100° C. to 1300° C., and a finish rolling temperature of 900° C. to 1000° C. (T 2 )
  • T 1 heating temperature
  • finish rolling temperature (T 2 ) and winding temperature (T 3 ) winding temperature
  • winding the hot-rolled steel sheet at a coiling temperature (T 3 ) of 600 ° C to 700 ° C. Since the process conditions are controlled so that Equation 4 is satisfied, the target microstructure of the hot-rolled steel sheet can be effectively implemented.
  • the hot-rolled steel sheet manufactured by the above-described manufacturing method may satisfy the following Relational Expressions 1 to 3.
  • D denotes an average ferrite grain size ( ⁇ m) of the hot-rolled steel sheet
  • [C] and [Mn] are carbon (C) and silicon (Si) of the hot-rolled steel sheet, respectively. ) and the content (wt%) of manganese (Mn).
  • the hot-rolled steel sheet manufactured by the above-described manufacturing method not only has a yield strength of 350 MPa or more and a -20°C Charpy impact energy of 27 J or more, but also a specimen having length * width * thickness of 80 * 20 * 2 mm is prepared for bending vibration In the mode (flexural vibration mode), a vibration damping ratio of 100*10 -6 or more measured for a frequency of 1650 Hz may be satisfied.
  • the microstructure and mechanical properties of each specimen were analyzed and described in Table 3, and the satisfaction of Relations 1 to 3 of each specimen is also described in Table 3.
  • the microstructure was measured using an optical microscope at 500 magnification after etching each specimen by the Nital etching method.
  • the grain size of ferrite was measured according to ASTM E112. 1 is an optical microscope photograph used to observe the microstructure of specimen 1
  • FIG. 2 is an optical microscope photograph used to observe the microstructure of specimen 5. As shown in FIG.
  • the vibration damping ratio was measured at room temperature using IMCE's RFDA LTV800 after preparing a specimen with length*width*thickness of 80*20*2mm. After hitting in the flexural vibration mode, the vibration damping ratio of the 1650 Hz region corresponding to the 1st mode among the vibration modes of the specimen was measured and analyzed, and the results are shown in Table 3.
  • the specimens satisfying the alloy composition, process conditions and Relations 1 to 4 of the present invention have a yield strength of 350 MPa or more, a -20°C Charpy impact energy of 27J or more, and a vibration damping ratio of 100 * 10 -6 or more.
  • specimens that do not satisfy any one or more of the conditions limited by the present invention do not simultaneously satisfy a yield strength of 350 MPa or more, a -20°C Charpy impact energy of 27 J or more, and a vibration damping ratio of 100 * 10 -6 or more.
  • a hot-rolled steel sheet having properties suitable for use in a vacuum train tube and a method for manufacturing the same because of its excellent yield strength, vibration damping ratio, and low-temperature toughness.

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Abstract

본 발명의 일 측면에 따르면, 항복강도, 진동 감쇠비 및 저온 인성이 우수하여 진공열차 튜브용으로 적합한 물성을 가지는 열연강판 및 그 제조방법을 제공할 수 있다.

Description

진공열차 튜브용 열연강판 및 그 제조방법
본 발명은 열연강판 및 그 제조방법에 관한 것이며, 상세하게는 항복강도, 진동 감쇠비 및 저온 인성이 우수하여 진공열차 튜브용으로 적합한 물성을 가지는 열연강판 및 그 제조방법에 관한 것이다.
진공 열차, 일명 하이퍼 튜브 열차(hyper tube train)는 진공의 튜브 안을 자기 부상 열차가 움직이는 시스템이다. 진공 열차는 열차 주행 시 주요 에너지 손실의 원인인 공기나 트렉과의 마찰이 없기 때문에 초고속 운행이 가능하다. 에너지 손실이 적어 항공기 대비 93%의 에너지 절감이 가능하기에 친환경 차세대 교통수단으로 각광받으며 전세계에서 활발한 연구가 진행되고 있다.
초고속 진공 열차에 이용되는 진공 튜브는 그 구조와 소재가 시스템의 성능이나 비용에 영향을 미친다. 현재 진공 열차의 튜브 소재로 연구되는 재료는 크게 세가지 정도이다. 하나는 콘크리트이다. 콘크리트 튜브는 비용적인 측면에서 유리하지만, 10m 내외의 개별 튜브를 서로 잇는 접합이 어렵다. 또한, 콘크리트 내부의 기공으로 인하여 진공을 구현했을 때 외부의 기체가 튜브 내부로 침입하여 진공도가 쉽게 깨지는 단점이 있다. 연구가 많이 이루어지는 다른 소재 중 하나는 탄소 섬유 등과 같은 복합 물질이다. 탄소 섬유 등과 같은 복합 물질은 가볍고 고성능을 가지지만, 높은 비용이 가장 큰 단점으로 꼽힌다.
현재 진공 열차 튜브용 소재로 가장 유력한 소재는 철강이다. 철강은 낮은 비용으로 대량 생산이 가능한 소재이다. 철강은 높은 강성 및 강도를 가지고 있으며 가공이 쉬운 소재이다. 또한 튜브간에 또는 튜브에 부속품을 조립 하거나 용접하기 쉬운 소재이며, 진공을 유지할 때 탈기체율도 적정한 소재이기도 하다. 다만, 초고속 진공 열차는 현행 고속열차에 비해 현저하게 빠른 속도로 운행되기 때문에 승객 및 주변 시설의 안전성이 최우선으로 고려되어야 한다. 현재 초고속 진공 열차의 안전 기준조차 정립되어 있지 않은 상황이며, 초고속 진공 열차의 안전 확보를 위한 튜브용 소재의 개발 역시 미비한 상황이다.
따라서, 진공 열차 튜브용으로 적합한 가공성 및 탈기체율을 가지면서도, 안전성의 확보가 가능한 진공 열차 튜브용 소재의 개발이 시급한 실정이다.
(선행기술문헌)
(특허문헌) 한국 등록특허공보 제10-2106353호 (2020.05.04. 공고)
본 발명의 일 측면에 따르면, 항복강도, 진동 감쇠비 및 저온 인성이 우수하여 진공열차 튜브용으로 적합한 물성을 가지는 열연강판 및 그 제조방법을 제공할 수 있다.
본 발명의 과제는 상술한 내용에 한정되지 않는다. 통상의 기술자라면 본 명세서의 전반적인 내용으로부터 본 발명의 추가적인 과제를 이해하는데 아무런 어려움이 없을 것이다.
본 발명의 일 측면에 따른 진공열차 튜브용 열연강판은, 중량%로, 탄소(C): 0.15~0.25%, 실리콘(Si): 0.3~1.3%, 망간(Mn): 1.0~2.0%, 나머지 Fe 및 기타 불가피한 불순물을 포함하고, 페라이트 및 펄라이트 복합조직을 미세조직으로 가지며, 하기의 관계식 1 내지 관계식 3을 만족할 수 있다.
[관계식 1]
350 ≤ 11 + 394*D(-0.5) + 448*[C] + 94*[Si] + 69*[Mn]
[관계식 2]
100 ≤ 186 - 210*D(-0.5) - 121*[C] - 13.2*[Si] + 13.7*[Mn]
[관계식 3]
303.78 - 85.22*ln(D) > 27
상기 관계식 1 내지 관계식 3에서, D는 상기 열연강판의 페라이트 평균 결정립 크기(㎛)를 의미하며, [C], [Si] 및 [Mn]은 각각 상기 열연강판의 탄소(C), 실리콘(Si) 및 망간(Mn)의 함량(중량%)를 의미한다.
상기 열연강판의 미세조직은, 60~90면적%의 페라이트, 10~40면적%의 펄라이트 및 기타 불가피한 조직으로 이루어질 수 있다.
상기 열연강판에 불가피하게 포함되는 티타늄(Ti), 니오븀(Nb) 및 바나듐(V)의 합량은 0.01% 미만(0% 포함)일 수 있다.
상기 페라이트의 평균 결정립 크기(D)는 10~30㎛일 수 있다.
상기 열연강판의 항복강도는 350MPa 이상이고, 상기 열연강판의 -20℃ 기준 샤르피 충격 에너지는 27J 이상이며, 상기 열연강판을 길이*폭*두께가 80*20*2mm인 시편으로 가공한 후 굽힘 진동 모드(flexural vibration mode)에서 1650Hz 주파수에 대해 측정한 진동 감쇠비가 100*10 -6 이상일 수 있다.
상기 열연강판의 두께는 10mm 이상일 수 있다.
본 발명의 일 측면에 따른 진공열차 튜브용 열연강판의 제조방법은, 중량%로, 탄소(C): 0.15~0.25%, 실리콘(Si): 0.3~1.3%, 망간(Mn): 1.0~2.0%, 나머지 Fe 및 기타 불가피한 불순물을 포함하는 슬라브를 1100℃ 내지 1300℃의 가열 온도(T1)에서 가열하는 단계; 상기 가열된 슬라브를 900℃ 내지 1000℃의 마무리 압연온도(T2)로 열간압연하여 열연강판을 제공하는 단계; 및 상기 열연강판을 600℃ 내지 700℃의 권취온도(T3)에서 권취하는 단계를 포함하되, 상기 가열온도(T1), 마무리 압연온도(T2) 및 권취온도(T3)는 하기의 관계식 4를 만족할 수 있다.
[관계식 4]
1 ≤ 0.0284*[T1] + 0.071*[T2] + 0.045*[T3] - 131 ≤ 3
상기 관계식 4에서 [T1], [T2] 및 [T3]는 각각 슬라브 가열온도(T1, ℃), 마무리 압연온도(T2, ℃) 및 권취온도(T3, ℃)를 의미한다.
상기 슬라브에 불가피하게 포함되는 티타늄(Ti), 니오븀(Nb) 및 바나듐(V)의 합량은 0.01% 미만(0% 포함)일 수 있다.
상기 과제의 해결 수단은 본 발명의 특징을 모두 열거한 것은 아니며, 본 발명의 다양한 특징과 그에 따른 장점과 효과는 아래의 구체적인 구현예 및 실시예를 참조하여 보다 상세하게 이해될 수 있을 것이다.
본 발명의 일 측면에 따르면, 항복강도, 진동 감쇠비 및 저온 인성이 우수하여 진공열차 튜브용으로 적합한 물성을 가지는 열연강판 및 그 제조방법이 제공될 수 있다.
본 발명의 효과는 상술한 사항에 국한되는 것은 아니며, 통상의 기술자가 본 명세서에 기재된 사항으로부터 합리적으로 유추 가능한 사항을 포함하는 것으로 해석될 수 있다.
도 1은 시편 1의 미세조직 관찰에 이용된 광학현미경 사진이다.
도 2는 시편 5의 미세조직 관찰에 이용된 광학현미경 사진이다.
도 3은 기존의 구조용 강재인 EN-S355의 광학현미경 사진이다.
본 발명은 진공열차 튜브용 열연강판과 그 제조방법에 관한 것으로, 이하에서는 본 발명의 바람직한 구현예들을 설명하고자 한다. 본 발명의 구현예들은 여러 가지 형태로 변형될 수 있으며, 본 발명의 범위가 아래에서 설명되는 구현예들에 한정되는 것으로 해석되어서는 안된다. 본 구현예들은 당해 발명이 속하는 기술분야에서 통상의 지식을 가지는 자에게 본 발명을 더욱 상세하기 위하여 제공되는 것이다.
진공 열차는 진공 또는 아(亞)진공 상태의 튜브 속을 달리는 열차로서, 현재 개발 초기 단계에 있는 차세대 운송 수단이다. 진공 열차는 차륜과 궤도간의 마찰저항을 제거하고, 공기의 저항을 최소화하므로, 고속화 및 고효율성을 효과적으로 달성할 수 있는 운송 수단이다. 다만, 초고속으로 운행하는 진공 열차의 특성상 진공 열차의 안전성이 충분히 확보되지 않는 경우, 대형 사고가 발생할 우려가 있다. 특히, 진공 튜브가 구조적으로 파손되거나 붕괴되는 경우뿐만 아니라, 튜브의 일부 형상에 변형이 발생한 경우에도 초대형 참사를 유발할 수 있는바, 진공 열차용 튜브용 소재는 더욱 엄격한 안전성이 요구된다. 본 발명의 발명자는 심도 있는 연구 결과, 진공 열차의 안전성을 확보하기 진공 튜브용 소재로서 다음의 물성이 주요하다는 것을 알 수 있었다.
진공 튜브용 소재에 요구되는 첫 번째 물성은 고강도 특성이다. 진공 열차는 진공 튜브의 내부를 통과하여 이동하므로, 진공 튜브용 소재는 구조체로서 충분한 강도를 가질 것이 요구된다. 또한, 진공 튜브는 내부가 진공 또는 아진공 상태로 유지되어야 하므로, 내부와 외부의 압력 차이에 의해 튜브의 형상의 변형되지 않도록 충분한 고강도 특성을 가질 것이 요구된다.
진공 튜브용 소재에 요구되는 두 번째 물성은 진동 감쇠능이다. 진공 열차는 수명 내지 수십명이 탑승한 파드(pod)가 수십 초 내지 수 분 간격으로 진공 튜브의 내부를 지나가게 된다. 선행 파드(pod)의 통과한 후 후행 파드(pod)의 통과 시 진공 튜브 내에서 진동이 증폭되어 공명이 발생할 수 있으며, 심각한 경우 튜브의 파손까지 유발할 수 있다. 따라서, 일정 수준 이상의 진동 감쇠비를 가지는 소재를 진공 튜브에 적용하는 경우, 선행 파드(pod)의 통과 후 튜브 내 진동을 효과적으로 감소시킬 수 있으며, 진공 열차의 안전성에 효과적으로 기여할 수 있다.
진공 튜브용 소재에 요구되는 세 번째 물성은 저온 인성이다. 진공 열차는 극지방 또는 심해에서도 운행될 수 있다. 철강 소재는 저온 또는 극저온 환경에서 보다 쉽게 파손되는 경향을 가지므로, 철강 소재를 진공 튜브에 적용하는 경우, 안전성 확보를 위해 일정 수준 이상의 저온 인성을 가질 것이 요구된다.
본 발명의 발명자는 심도 있는 연구를 통해, 강판의 합금조성 함량 및 미세조직을 엄격히 제어하여, 우수한 항복강도, 진동 감쇠비 및 저온 인성을 양립 시킬 수 있음을 인지하고 본 발명을 도출하게 되었다.
이하, 본 발명의 일 측면에 따른 진공열차 튜브용 열연강판에 대해 보다 상세히 설명한다.
본 발명의 일 측면에 따른 진공열차 튜브용 열연강판은, 중량%로, 탄소(C): 0.15~0.25%, 실리콘(Si): 0.3~1.3%, 망간(Mn): 1.0~2.0%, 나머지 Fe 및 기타 불가피한 불순물을 포함하고, 페라이트 및 펄라이트 복합조직을 미세조직으로 가지며, 하기의 관계식 1 내지 관계식 3을 만족할 수 있다.
[관계식 1]
350 ≤ 11 + 394*D(-0.5) + 448*[C] + 94*[Si] + 69*[Mn]
[관계식 2]
100 ≤ 186 - 210*D(-0.5) - 121*[C] - 13.2*[Si] + 13.7*[Mn]
[관계식 3]
303.78 - 85.22*ln(D) > 27
상기 관계식 1 내지 관계식 3에서, D는 상기 열연강판의 페라이트 평균 결정립 크기(㎛)를 의미하며, [C], [Si] 및 [Mn]은 각각 상기 열연강판의 탄소(C), 실리콘(Si) 및 망간(Mn)의 함량(중량%)를 의미한다.
이하, 본 발명의 열연강판에 포함되는 강 조성에 대하여 보다 상세히 설명한다. 이하, 특별히 달리 표시하지 않는 한 각 원소의 함량을 나타내는 %는 중량을 기준으로 한다.
탄소(C): 0.15~0.25%
탄소(C)는 강판의 강도에 매우 큰 영향을 미치는 성분이다. 본 발명은 구조체가 요구하는 강도를 확보하기 위하여 0.15% 이상의 탄소(C)를 포함할 수 있다. 반면, 탄소(C)의 함량이 과다한 경우, 소재의 인성이 저하되고, 용접성이 떨어지며, 항복비가 상승할 수 있다. 바람직한 탄소(C) 함량의 하한은 0.17%일 수 있으며, 보다 바람직한 탄소(C) 함량의 하한은 0.20%일 수 있다. 또한, 탄소(C)의 함량이 과다한 경우, 결정립의 조대화에 어려움이 따르므로, 본 발명은 탄소(C) 함량의 상한을 0.25%로 제한할 수 있다. 바람직한 탄소(C) 함량의 상한은 0.23%일 수 있으며, 보다 바람직한 탄소(C) 함량의 상한은 0.22%일 수 있다.
실리콘(Si): 0.3~1.3%
실리콘(Si)은 제강 단계에서 산소화 결합하여 슬래그를 형성하므로, 산소와 함께 제거되는 경향이 있다. 또한, 실리콘(Si)은 소재의 강도 향상에도 효과적으로 기여하는 성분이기도 하다. 따라서, 본 발명은 이와 같은 효과를 위해 0.3% 이상의 실리콘(Si)을 포함할 수 있다. 바람직한 실리콘(Si) 함량의 하한은 0.5%일 수 있다. 반면, 실리콘(Si)의 함량이 과다한 경우, 표면 스케일의 탈락을 방해하여 제품 표면 품질을 저하시킬 수 있다. 또한, 실리콘(Si)의 함량이 과도한 경우 모재 및 용접부의 저온 인성이 저하되어 소재의 사용시 파괴의 위험성을 높이므로, 본 발명은 실리콘(Si)의 함량을 1.3% 이하로 제한할 수 있다. 바람직한 실리콘(Si) 함량의 상한은 1.0%일 수 있다.
망간(Mn): 1.0~2.0%
망간(Mn)은 강의 강도 및 경화능을 향상시키는 성분이다. 따라서, 본 발명은 이와 같은 효과를 확보하기 위해 1.0% 이상의 망간(Mn)을 포함할 수 있다. 반면, 망간(Mn)의 함량이 과도한 경우, 중심부 편석에 의해 재질 편차가 발생하고, 크랙(crack) 전파 저항성이 열위해질 수 있다. 바람직한 망간(Mn) 함량의 하한은 1,2%일 수 있으며, 보다 바람직한 망간(Mn) 함량의 하한은 1.5%일 수 있다. 또한, 망간(Mn)의 함량이 과도한 경우 강의 인성이 저하될 수 있는바, 본 발명은 망간(Mn)의 함량을 2.0% 이하로 제한할 수 있다. 바람직한 망간(Mn) 함량의 상한은 1.8%일 수 있으며, 보다 바람직한 망간(Mn) 함량의 상한은 1.6%일 수 있다.
본 발명의 열연강판은 전술한 성분 이외에 나머지 Fe 및 기타 불가피한 불순물을 포함할 수 있다. 다만, 통상의 제조과정에서는 원료 또는 주위 환경으로부터 의도되지 않는 불순물이 불가피하게 혼입될 수 있으므로, 이를 전면적으로 배제할 수는 없다. 이들 불순물은 본 기술분야에서 통상의 지식을 가진 자라면 누구라도 알 수 있는 것이기 때문에 그 모든 내용을 본 명세서에서 특별히 언급하지는 않는다. 더불어, 전술한 성분 이외에 유효한 성분의 추가적인 첨가가 전면적으로 배제되는 것은 아니다.
본 발명의 열연강판은 티타늄(Ti), 니오븀(Nb) 및 바나듐(V)의 첨가를 적극 억제하며, 이들 성분이 불가피하게 포함되더라도 그 합계 함량을 0.01% 미만(0% 포함)으로 제한할 수 있다. 티타늄(Ti), 니오븀(Nb) 및 바나듐(V)은 대표적인 석출 강화 원소로, 미세 탄질화물을 생성하여 강의 강도 향상에 효과적으로 기여하는 성분이다. 다만, 티타늄(Ti), 니오븀(Nb) 및 바나듐(V)은 강의 미세조직을 과도하게 미세화하여 진동 감쇠능 확보에 불리하게 작용하므로, 본 발명은 이들 성분을 적극 억제하고자 한다. 또한, 티타늄(Ti), 니오븀(Nb) 및 바나듐(V)은 고가의 성분으로, 경제성 측면에서도 바람직하지 않다. 본 발명은 이들 성분을 인위적으로 첨가하지 않으며, 불가피하게 첨가되는 경우라 하더라도 이들 성분의 합계 함량을 0.01% 미만으로 적극 억제할 수 있다. 바람직한 이들 성분의 합계 함량은 0.005% 이하일 수 있으며, 보다 바람직한 이들 성분의 합계 함량을 0%일 수 있다.
본 발명의 일 측면에 따른 열연강판은 미세조직으로 페라이트 및 펄라이트로 이루어진 복합조직을 가질 수 있다. 본 발명은 베이나이트 및 마르텐사이트 등의 저온조직의 생성을 적극 억제할 수 있다. 베이나이트 및 마르텐사이트 등의 저온조직은 높은 강도를 가지고 항복비가 낮아 구조용 재료로서 우수한 물성을 발휘할 수 있다. 다만, 본 발명의 일 예에 따른 진공열차 튜브용 열연강판은 두께가 10mm 이상의 수준으로 두껍기 때문에, 저온 조직을 도입하더라도 강판의 두께방향으로 물성 편차가 발생할 수 있다. 강판의 표면에서만 저온 조직이 형성되고, 강판의 중심부까지 충분히 저온 조직이 생성되기는 어렵기 때문이다.
따라서, 본 발명은 물성 편차를 저감하기 위해 강판의 미세조직을 페라이트 및 펄라이트로 이루어진 복합조직으로 구성하며, 베이나이트 및 마르텐사이트 등의 저온조직은 불가피하게 형성되더라도 그 분율을 1면적% 이하(0% 포함)로 적극 억제할 수 있다. 바람직한 저온조직의 분율은 0.5면적% 미만일 수 있다. 물성 확보 측면에서, 페라이트의 분율은 60~90면적%일 수 있으며, 펄라이트의 분율은 10~40면적%일 수 있다.
목적하는 항복강도, 진동 감쇠비 및 저온 인성을 동시에 확보하기 위해, 본 발명은 페라이트의 평균 결정립 크기를 일정 범위로 제한할 수 있다. 결정립 크기가 커질수록 진동 감쇠비 확보에 유리하므로, 본 발명은 페라이트의 평균 결정립 크기를 10㎛ 이상으로 제한할 수 있다. 바람직한 평균 결정립 크기는 10㎛ 초과일 수 있으며, 보다 바람직한 평균 결정립 크기는 15㎛ 이상일 수 있다. 반면, 결정립의 크기가 과도하게 커지는 경우, 소재의 강도 및 저온 인성이 열위해지므로, 본 발명은 페라이트의 평균 결정립 크기를 30㎛ 이하로 제한할 수 있다. 바람직한 평균 결정립 크기는 25㎛ 이하일 수 있다.
본 발명의 발명자는 진공열차 튜브용 소재의 안정성 확보 방안에 대해 심도 있는 연구를 수행한 결과, 본 발명과 같은 저합금계 강판에서 탄소(C), 실리콘(Si) 및 망간(Mn)의 함량과 페라이트의 평균 결정립 크기를 일정 범위로 제어하는 경우 항복강도, 진동 감쇠비 및 저온 인성의 동시 확보가 가능하다는 점을 인지하고 아래의 관계식 1 내지 관계식 3을 도출하게 되었다.
[관계식 1]
350 ≤ 11 + 394*D(-0.5) + 448*[C] + 94*[Si] + 69*[Mn]
[관계식 2]
100 ≤ 186 - 210*D(-0.5) - 121*[C] - 13.2*[Si] + 13.7*[Mn]
[관계식 3]
303.78 - 85.22*ln(D) > 27
상기 관계식 1 내지 관계식 3에서, D는 상기 열연강판의 페라이트 평균 결정립 크기(㎛)를 의미하며, [C], [Si] 및 [Mn]은 각각 상기 열연강판의 탄소(C), 실리콘(Si) 및 망간(Mn)의 함량(중량%)를 의미한다.
본 발명의 진공열차 튜브용 열연강판은 관계식 1 내지 3을 모두 만족하므로, 목적하는 항복항도, 진동 감쇠비 및 저온 인성을 동시에 확보할 수 있다.
본 발명의 진공열차 튜브용 열연강판은 350MPa 이상의 항복강도 및 27J 이상의 -20℃ 샤르피 충격 에너지를 가질 수 있다. 따라서, 본 발명의 진공열차 튜브용 열연강판은 구조재로서 적합한 강도 및 저온인성을 확보하여, 진공열차용 튜브의 구조적 안전성을 효과적으로 확보할 수 있다.
본 발명의 진공열차 튜브용 열연강판은 100*10 -6 이상의 진동 감쇠비를 가질 수 있다. 여기서, 진동 감쇠비는 길이*폭*두께가 80*20*2mm인 시편에 대해 굽힘 진동 모드(flexural vibration mode)에서 타격한 후 1650Hz 주파수에 대해 측정한 진동 감쇠비를 의미한다. 본 발명의 진공열차 튜브용 열연강판은 100*10-6 이상의 진동 감쇠비를 가지므로, 진공 튜브 내에서의 진동 증폭을 효과적으로 억제할 수 있으며, 진동에 의한 진공열차용 튜브의 파손을 효과적으로 방지할 수 있다.
따라서, 본 발명의 일 측면에 따르면, 항복강도, 진동 감쇠비 및 저온 인성이 우수하여 진공열차 튜브용으로 적합한 물성을 가지는 열연강판을 제공할 수 있다.
이하, 본 발명의 일 측면에 따른 진공열차 튜브용 열연강판의 제조방법에 대해 보다 상세히 설명한다.
본 발명의 일 측면에 따른 진공열차 튜브용 열연강판의 제조방법은, 중량%로, 탄소(C): 0.15~0.25%, 실리콘(Si): 0.3~1.3%, 망간(Mn): 1.0~2.0%, 나머지 Fe 및 기타 불가피한 불순물을 포함하는 슬라브를 1100℃ 내지 1300℃의 가열 온도(T1)에서 가열하는 단계; 상기 가열된 슬라브를 900℃ 내지 1000℃의 마무리 압연온도(T2)로 열간압연하여 열연강판을 제공하는 단계; 및 상기 열연강판을 600℃ 내지 700℃의 권취온도(T3)에서 권취하는 단계를 포함하되, 상기 가열온도(T1), 마무리 압연온도(T2) 및 권취온도(T3)는 하기의 관계식 4를 만족할 수 있다.
[관계식 4]
1 ≤ 0.0284*[T1] + 0.071*[T2] + 0.045*[T3] - 131 ≤ 3
상기 관계식 4에서 [T1], [T2] 및 [T3]는 각각 슬라브 가열온도(T1, ℃), 마무리 압연온도(T2, ℃) 및 권취온도(T3, ℃)를 의미한다.
강 슬라브의 준비 및 가열
소정의 합금조성을 가지는 강 슬라브를 준비한다. 본 발명의 강 슬라브는 전술한 열연강판과 대응하는 합금조성을 구비하므로, 강 슬라브의 합금조성에 대한 설명은 전술한 열연강판의 합금조성에 대한 설명으로 대신한다.
준비된 강 슬라브를 1100℃ 내지 1300℃의 가열 온도(T1)에서 가열할 수 있다. 열간압연 시 압연 부하를 고려하여 강 슬라브는 1100℃ 이상의 온도범위에서 가열될 수 있다. 특히, 본 발명은 일정 크기 이상의 미세조직을 도입하고자 하므로, 바람직한 강 슬라브의 가열 온도는 1200℃ 이상일 수 있다. 보다 바람직한 강 슬라브 가열 온도는 1250℃ 이상일 수 있다. 반면, 강 슬라브 가열 온도가 과도하게 높은 경우, 스케일 생성에 의한 표면품질 저하가 우려되므로, 본 발명은 강 슬라브 가열 온도를 1300℃ 이하로 제한할 수 있다.
열간압연
가열된 강 슬라브를 900℃ 내지 1000℃의 마무리 압연온도(T2)로 열간압연하여 열연강판을 제공할 수 있다. 본 발명의 열간압연에 의해 제공되는 강판은 10㎛ 이상의 두께를 가질 수 있다.
열간압연시 소재가 압연되면서 결정립은 변형되지만 곧 재결정 된다. 이와 같은 과정을 거치면서 조대하고 불균일했던 조직은 미세화되고 균질화된다. 열간압연시 중요한 공정 면수는 압연을 마쳤을 때의 온도인 마무리 압연온도(Finishing Delivery Temperature, FDT)이다. 마무리 압연온도에 따라 최종 미세조직의 결정립 크기 등이 제어될 수 있기 때문이다. 본 발명은 최종 미세조직을 일정 크기 이상의 수준으로 제어하고자 하므로, 900℃ 이상의 마무리 압연온도로 열간압연 을 실시할 수 있다. 바람직한 마무리 압연온도는 950℃ 이상일 수 있다. 반면, 마무리 압연온도가 과도하게 높은 경우, 최종 미세조직이 과도하게 조대하게 구현될 수 있는바, 본 발명은 마무리 압연온도의 상한을 1000℃로 제한할 수 있다.
권취
열간압연에 의해 제공된 열연강판은 수냉을 거친 후 600℃ 내지 700℃의 권취온도(T3)에서 권취될 수 있다. 본 발명은 최종 조직으로 페라이트 및 펄라이트의 복합조직을 구현하고자 하므로, 600℃ 이상의 온도범위에서 권취를 실시할 수 있다. 본 발명은 일정 크기 이상의 최종 미세조직을 구현하고자 하므로, 650℃ 이상의 온도범위에서 권취하는 것이 보다 바람직하다. 다만, 권취온도가 과도하게 높은 경우 조대 미세조직이 형성되거나, 표면 품질이 열위해질 수 있는바, 본 발명은 권취 온도의 상한을 700℃로 제한할 수 있다.
본 발명의 발명자는 최종 미세조직의 결정립 크기를 제어하기 위한 기술적 수단과 관련하여 심도 있는 연구를 실시하였으며, 본 발명의 성분계에서 최종 미세조직의 결정립 크기 제어를 위해서는 강 슬라브 가열시의 가열온도(T1), 열간압연시의 마무리 압연온도(T2) 및 권열연강판 권취시의 권취온도(T3)가 독립적으로 일정 범위를 만족하도록 제어해야 할 뿐만 아니라, 이들 슬라브 가열온도(T1), 마무리 압연온도(T2) 및 권취온도(T3)를 서로 연계하여 일정한 범위 내에서 제어해야 함을 확인하고 아래의 관계식 4를 도출하게 되었다.
[관계식 4]
1261 ≤ 0.0284*[T1] + 0.071*[T2] + 0.045*[T3] - 131 ≤ 3
상기 관계식 4에서 [T1], [T2] 및 [T3]는 각각 슬라브 가열온도(T1, ℃), 마무리 압연온도(T2, ℃) 및 권취온도(T3, ℃)를 의미한다.
따라서, 본 발명의 일 측면에 따른 진공열차 튜브용 열연강판의 제조방법은 1100℃ 내지 1300℃의 가열 온도(T1)에서 슬라브를 가열하고, 900℃ 내지 1000℃의 마무리 압연온도(T2)에서 열간압연을 실시하고, 600℃ 내지 700℃의 권취온도(T3)에서 열연강판을 권취할 뿐만 아니라, 슬라브 가열온도(T1), 마무리 압연온도(T2) 및 권취온도(T3)가 관계식 4를 만족하도록 공정조건을 제어하므로, 목표하는 열연강판의 미세조직을 효과적으로 구현할 수 있다.
전술한 제조방법에 의해 제조된 열연강판은 하기의 관계식 1 내지 3을 만족할 수 있다.
[관계식 1]
350 ≤ 11 + 394*D(-0.5) + 448*[C] + 94*[Si] + 69*[Mn]
[관계식 2]
100 ≤ 186 - 210*D(-0.5) - 121*[C] - 13.2*[Si] + 13.7*[Mn]
[관계식 3]
303.78 - 85.22*ln(D) > 27
상기 관계식 1 내지 관계식 3에서, D는 상기 열연강판의 페라이트 평균 결정립 크기(㎛)를 의미하며, [C], [Si] 및 [Mn]은 각각 상기 열연강판의 탄소(C), 실리콘(Si) 및 망간(Mn)의 함량(중량%)를 의미한다.
또한, 전술한 제조방법에 의해 제조된 열연강판은, 350MPa 이상의 항복강도 및 27J 이상의 -20℃ 샤르피 충격 에너지를 가질 뿐만 아니라, 길이*폭*두께가 80*20*2mm인 시편을 준비하여 굽힘 진동 모드(flexural vibration mode)에서 1650Hz 주파수에 대해 측정한 진동 감쇠비 100*10 -6 이상의 수준을 만족할 수 있다.
따라서, 본 발명의 일 측면에 따르면, 항복강도, 진동 감쇠비 및 저온 인성이 우수하여 진공열차 튜브용으로 적합한 물성을 가지는 열연강판의 제조방법을 제공할 수 있다.
이하, 구체적인 실시예를 통하여 본 발명의 진공열차 튜브용 열연강판 및 그 제조방법에 대해 보다 상세히 설명한다. 아래의 실시예는 본 발명의 이해를 위한 것일 뿐, 본 발명의 권리범위를 특정하기 위한 것이 아님을 유의할 필요가 있다. 본 발명의 권리범위는 특허청구범위에 기재된 사항과 이로부터 합리적으로 유추되는 사항에 의해 결정될 수 있다.
(실시예)
아래의 표 1의 합금조성으로 구비되는 두께 250mm의 강 슬라브를 준비한 후 표 2의 공정조건을 적용하여 두께 15mm의 열연강판을 제조하였다. 아래의 표 1에 기재되지 않은 합금 성분은 불순물 및 잔부 Fe를 의미하며, “-“ 표시는 오차범위 내에서 0wt%에 근접한 경우를 의미한다.
Figure PCTKR2021018200-appb-img-000001
Figure PCTKR2021018200-appb-img-000002
각 시편의 미세조직 및 기계적 물성을 분석하여 표 3에 기재하였으며, 각 시편의 관계식 1 내지 관계식 3의 만족 여부를 표 3에 함께 기재하였다. 미세조직은 나이탈(Nital) 에칭법으로 각 시편을 에칭한 후 500배율의 광학 현미경을 이용하여 측정하였다. 페라이트의 결정립 크기는 ASTM E112에 따라 측정하였다. 도 1은 시편 1의 미세조직 관찰에 이용된 광학현미경 사진이며, 도 2는 시편 5의 미세조직 관찰에 이용된 광학현미경 사진이다.
KS B 0802 및 KS B 0810에 따라 기계적 물성을 측정하였으며, 측정된 항복강도, 항복비 및 -21℃에서의 샤르피 충격인성을 표 3에 함께 기재하였다.
진동 감쇠비는 길이*폭*두께가 80*20*2mm인 시편을 준비한 후 IMCE의 RFDA LTV800을 사용하여 상온에서 측정하였다. 굽힘 진동 모드(flexural vibration mode)에서 타격한 후 해당 시편의 진동 모드 중 1st 모드에 해당하는 1650 Hz 영역의 진동 감쇠비를 측정하여 분석하였으며, 그 결과를 표 3에 함께 기재하였다.
Figure PCTKR2021018200-appb-img-000003
표 1 내지 표 3에 기재된 바와 같이, 본 발명의 합금조성, 공정조건 및 관계식 1 내지 4를 만족하는 시편들은 350MPa 이상의 항복강도, 27J 이상의 -20℃ 샤르피 충격 에너지 및 100*10 -6 이상의 진동 감쇠비를 동시에 만족하는 반면, 본 발명이 제한하는 조건 중 어느 하나 이상을 만족하지 않는 시편들은 350MPa 이상의 항복강도, 27J 이상의 -20℃ 샤르피 충격 에너지 및 100*10 -6 이상의 진동 감쇠비를 동시에 만족하지 않는 것을 알 수 있다.
또한, 종래재와의 비교를 위해, 기존의 구조용 강재인 EN-S355에 대해 동일한 조건에서 시험을 진행하였으며, EN-S355의 경우 동일한 조건에서 측정된 진동 감쇠비가 60*10 -6의 수준에 불과한 것을 확인할 수 있었다. 도 3은 광학현미경을 이용하여 촬영한 EN-S355의 미세조직 관찰 사진이다.
따라서, 본 발명의 일 측면에 따르면, 항복강도, 진동 감쇠비 및 저온 인성이 우수하여 진공열차 튜브용으로 적합한 물성을 가지는 열연강판 및 그 제조방법을 제공할 수 있다.
이상에서 실시예를 통하여 본 발명을 상세하게 설명하였으나, 이와 다른 형태의 실시예들도 가능하다. 그러므로, 이하에 기재된 청구항들의 기술적 사상과 범위는 실시예들에 한정되지 않는다.

Claims (8)

  1. 중량%로, 탄소(C): 0.15~0.25%, 실리콘(Si): 0.3~1.3%, 망간(Mn): 1.0~2.0%, 나머지 Fe 및 기타 불가피한 불순물을 포함하고,
    페라이트 및 펄라이트 복합조직을 미세조직으로 가지며,
    하기의 관계식 1 내지 관계식 3을 만족하는, 진공열차 튜브용 열연강판.
    [관계식 1]
    350 ≤ 11 + 394*D(-0.5) + 448*[C] + 94*[Si] + 69*[Mn]
    [관계식 2]
    100 ≤ 186 - 210*D(-0.5) - 121*[C] - 13.2*[Si] + 13.7*[Mn]
    [관계식 3]
    303.78 - 85.22*ln(D) > 27
    상기 관계식 1 내지 관계식 3에서, D는 상기 열연강판의 페라이트 평균 결정립 크기(㎛)를 의미하며, [C], [Si] 및 [Mn]은 각각 상기 열연강판의 탄소(C), 실리콘(Si) 및 망간(Mn)의 함량(중량%)를 의미한다.
  2. 제1항에 있어서,
    상기 열연강판의 미세조직은, 60~90면적%의 페라이트, 10~40면적%의 펄라이트 및 기타 불가피한 조직으로 이루어지는, 진공열차 튜브용 열연강판.
  3. 제1항에 있어서,
    상기 열연강판에 불가피하게 포함되는 티타늄(Ti), 니오븀(Nb) 및 바나듐(V)의 합량은 0.01% 미만(0% 포함)인, 진공열차 튜브용 열연강판.
  4. 제1항에 있어서,
    상기 페라이트의 평균 결정립 크기(D)는 10~30㎛인, 진공열차 튜브용 열연강판.
  5. 제1항에 있어서,
    상기 열연강판의 항복강도는 350MPa 이상이고,
    상기 열연강판의 -20℃ 기준 샤르피 충격 에너지는 27J 이상이며,
    상기 열연강판을 길이*폭*두께가 80*20*2mm인 시편으로 가공한 후 굽힘 진동 모드(flexural vibration mode)에서 1650Hz 주파수에 대해 측정한 진동 감쇠비가 100*10 -6 이상인, 진공열차 튜브용 열연강판.
  6. 제1항에 있어서,
    상기 열연강판의 두께는 10mm 이상인, 진공열차 튜브용 열연강판.
  7. 중량%로, 탄소(C): 0.15~0.25%, 실리콘(Si): 0.3~1.3%, 망간(Mn): 1.0~2.0%, 나머지 Fe 및 기타 불가피한 불순물을 포함하는 슬라브를 1100℃ 내지 1300℃의 가열 온도(T1)에서 가열하는 단계;
    상기 가열된 슬라브를 900℃ 내지 1000℃의 마무리 압연온도(T2)로 열간압연하여 열연강판을 제공하는 단계; 및
    상기 열연강판을 600℃ 내지 700℃의 권취온도(T3)에서 권취하는 단계를 포함하되,
    상기 가열온도(T1), 마무리 압연온도(T2) 및 권취온도(T3)는 하기의 관계식 4를 만족하는, 진공열차 튜브용 열연강판의 제조방법.
    [관계식 4]
    1 ≤ 0.0284*[T1] + 0.071*[T2] + 0.045*[T3] - 131 ≤ 3
    상기 관계식 4에서 [T1], [T2] 및 [T3]는 각각 슬라브 가열온도(T1, ℃), 마무리 압연온도(T2, ℃) 및 권취온도(T3, ℃)를 의미한다.
  8. 제7항에 있어서,
    상기 슬라브에 불가피하게 포함되는 티타늄(Ti), 니오븀(Nb) 및 바나듐(V)의 합량은 0.01% 미만(0% 포함)인, 진공열차 튜브용 열연강판의 제조방법.
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