WO2024136218A1 - 진공열차 튜브용 열연강판 및 그 제조 방법 - Google Patents

진공열차 튜브용 열연강판 및 그 제조 방법 Download PDF

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    • C21D2211/00—Microstructure comprising significant phases
    • C21D2211/009—Pearlite

Definitions

  • the present invention relates to a hot rolled steel sheet for vacuum train tubes and a method of manufacturing the same. More specifically, the present invention relates to a hot-rolled steel sheet for vacuum train tubes having physical properties suitable for use as vacuum train tubes due to excellent yield strength, vibration damping ratio, weldability, and low-temperature toughness of the weld zone, and a method of manufacturing the same.
  • the vacuum train system also known as hyper tube train system, is a system in which a magnetically levitated train moves inside a vacuum tube.
  • Vacuum trains are capable of operating at ultra-high speeds because there is no friction with air or tracks, which are the main causes of energy loss during train operation. These vacuum trains have low energy loss and can save more than 93% of energy compared to aircraft, so they are attracting attention as an eco-friendly next-generation means of transportation, and for this reason, active research is being conducted around the world.
  • Vacuum tubes made of concrete are advantageous in terms of cost, but it is not easy to join individual tubes of about 10 meters in length. Additionally, due to the pores inside the concrete, there is a disadvantage that when a vacuum is created, external gas enters the tube and the vacuum is easily broken.
  • Composite materials such as carbon fiber are lightweight and have high performance, but are expensive.
  • Steel is a material that can be mass-produced at low cost. Steel has high rigidity and strength and is a material that is easy to process. In addition, it is a material that is easy to assemble or weld accessories between vacuum tubes or to vacuum tubes, and has an appropriate outgassing rate when maintaining a vacuum.
  • Korean Patent Publication No. 10-2009-0086232 (published on August 11, 2009), which describes a member with excellent damping ability, a method of manufacturing the same, and a steel plate used as a member with excellent damping ability. there is.
  • the purpose of the present invention is to provide a hot-rolled steel sheet for vacuum train tubes and a method for manufacturing the same, which have physical properties suitable for use as vacuum train tubes due to excellent yield strength, vibration damping ratio, weldability, and low-temperature toughness of the weld zone.
  • the hot-rolled steel sheet for a vacuum train tube has a weight percentage of carbon (C): 0.03 to 0.11%, silicon (Si): 0.3 to 1.5%, and cobalt (Co): 1. ⁇ 3%, manganese (Mn): 1.2 ⁇ 2.2% and the remaining Fe and other inevitable impurities, and the final microstructure has a composite structure including ferrite and pearlite, and satisfies the following equations 1 and 2.
  • the final microstructure of the hot rolled steel sheet consists of 60 to 95% ferrite, 5 to 40% pearlite and other inevitable structures in area ratio.
  • the other inevitable structures include at least one low-temperature structure of bainite and martensite, and the low-temperature structure is preferably 5% or less in area ratio.
  • the average grain size of the ferrite may be 7 to 15 ⁇ m.
  • the hot rolled steel sheet has a yield strength (YS) of 350 MPa or more and a Charpy impact energy of 50 J or more at -20°C.
  • the hot rolled steel sheet preferably has a vibration damping ratio measured at a frequency of 1,650 Hz in bending vibration mode of 150 ⁇ 10 -6 or more.
  • the Charpy impact energy of the weld at -20°C is 50 J or more, and the fraction of the M-A phase included in the weld is preferably 5% or less in terms of area ratio.
  • the thickness of the hot rolled steel sheet is preferably 10 mm or more.
  • the method of manufacturing a hot-rolled steel sheet for a vacuum tube according to an embodiment of the present invention to achieve the above object includes, in weight percent: carbon (C): 0.03 to 0.11%, silicon (Si): 0.3 to 1.5%, cobalt (Co): Reheating the steel slab containing 1 to 3%, manganese (Mn): 1.2 to 2.2% and the remaining Fe and other unavoidable impurities at 1,100°C to 1,300°C; hot rolling the reheated steel slab; and cooling the hot-rolled hot-rolled steel sheet to 600-700°C and winding it, wherein the hot-rolled steel sheet has a composite structure in which the final microstructure includes ferrite and pearlite, and satisfies the following equations 1 and 2: It is characterized by:
  • the hot rolling can be performed under the conditions of a finish rolling temperature of 860°C to 960°C.
  • the final microstructure of the hot rolled steel sheet may be comprised of 60 to 95% ferrite and 5 to 40% pearlite and other unavoidable structures in terms of area ratio.
  • the other inevitable structures include at least one low-temperature structure of bainite and martensite, and the low-temperature structure is preferably 5% or less in area ratio.
  • the average grain size of the ferrite may be 7 to 15 ⁇ m.
  • the hot rolled steel sheet has a yield strength (YS) of 350 MPa or more and a Charpy impact energy of 50 J or more at -20°C.
  • the hot rolled steel sheet preferably has a vibration damping ratio measured at a frequency of 1,650 Hz in bending vibration mode of 150 ⁇ 10 -6 or more.
  • the Charpy impact energy of the weld at -20°C is 50 J or more, and the fraction of the M-A phase included in the weld is preferably 5% or less in terms of area ratio.
  • the thickness of the hot rolled steel sheet is preferably 10 mm or more.
  • the hot rolled steel sheet for vacuum train tube and its manufacturing method according to the present invention not only has a yield strength of 350 MPa or more and a Charpy impact energy of 50 J or more at -20°C, but also prepares a specimen with a length, width, and thickness of 80 ⁇ 20 ⁇ 2 mm. Therefore, the vibration damping ratio measured at a frequency of 1,650 Hz in flexural vibration mode is 150 ⁇ 10 -6 or more.
  • the hot rolled steel sheet for vacuum train tube and the manufacturing method thereof according to the present invention have a Charpy impact energy of 50 J or more at -20°C at the welded part when the hot rolled steel sheet is welded by submerged arc welding, and the M-A phase included in the welded part.
  • the fraction has an area ratio of 5% or less.
  • the hot-rolled steel sheet for vacuum train tubes and the manufacturing method thereof according to the present invention have excellent yield strength, vibration damping ratio, weldability, and low-temperature toughness of the weld zone, and have physical properties suitable for use in vacuum train tubes.
  • a vacuum train is a train that runs inside a tube in a vacuum or sub-vacuum state, and is a next-generation transportation method currently in the early stages of development.
  • Vacuum trains are a means of transportation that can effectively achieve high speed and high efficiency by eliminating frictional resistance between wheels and tracks and minimizing air resistance.
  • the inventors of the present invention found that the following physical properties are important as a material for vacuum tubes in order to ensure the safety of vacuum trains.
  • the first physical property required for vacuum train tube materials 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 sufficiently high strength characteristics to prevent the shape of the vacuum tube from being deformed due to pressure differences between the inside and the outside.
  • the second physical property required for vacuum tube materials is vibration damping ability.
  • pods with several dozen people on board pass through the inside of a vacuum tube at intervals of tens of seconds to several minutes.
  • vibration may be amplified within the vacuum tube, causing resonance, and in serious cases, it may even cause damage to the vacuum tube.
  • the third physical property required for vacuum tube materials is low-temperature toughness.
  • Vacuum trains can operate in polar regions or deep seas. Steel materials tend to be more easily damaged in low-temperature or extremely low-temperature environments, so when steel materials are applied to vacuum tubes, they are required to have a certain level of low-temperature toughness to ensure safety.
  • tubes for vacuum trains are manufactured in the form of tubes through welding, they are required to have excellent low-temperature toughness not only in the base material but also in the welded area.
  • the inventors of the present invention recognized that excellent yield strength, vibration damping ratio, weldability, and low-temperature toughness of the weld zone could be achieved by strictly controlling the alloy composition, content ratio, and final microstructure of hot rolled steel sheets.
  • the invention came about.
  • the hot rolled steel sheet for vacuum train tube contains, in weight percent, carbon (C): 0.03 to 0.11%, silicon (Si): 0.3 to 1.5%, and cobalt (Co): 1 to 3%. , Manganese (Mn): 1.2-2.2% and the remaining Fe and other inevitable impurities, the final microstructure has a composite structure including ferrite and pearlite, and satisfies the following equations 1 and 2.
  • D refers to the average grain size of ferrite of the hot rolled steel sheet
  • [ ] refers to the weight percent of each element.
  • the final microstructure of the hot rolled steel sheet of the present invention consists of 60 to 95% ferrite and 5 to 40% pearlite and other unavoidable structures in area ratio.
  • other inevitable structures include at least one low-temperature structure of bainite and martensite, and the low-temperature structure is preferably 5% or less in area ratio.
  • the average grain size of ferrite is 7 to 15 ⁇ m.
  • the hot rolled steel sheet of the present invention has a yield strength (YS) of 350 MPa or more and a Charpy impact energy of 50 J or more at -20°C.
  • the hot rolled steel sheet of the present invention preferably has a vibration damping ratio measured at a frequency of 1,650 Hz in bending vibration mode of 150 ⁇ 10 -6 or more.
  • the Charpy impact energy at -20°C of the weld is preferably 50 J or more, and the fraction of the M-A phase contained in the weld is preferably 5% or less in terms of area ratio.
  • the thickness of the hot rolled steel sheet of the present invention may be 10 mm or more.
  • the steel composition and composition ratio contained in the hot rolled steel sheet for vacuum train tube according to an embodiment of the present invention will be described in more detail.
  • the % indicating the content of each element is based on weight.
  • Carbon (C) is a component that has a very large impact on the strength of steel sheets.
  • Such carbon (C) is preferably added in an amount of 0.03 to 0.11% by weight of the total weight of the hot rolled steel sheet according to an embodiment of the present invention, and a more preferable range may be 0.05 to 0.09% by weight.
  • the amount of carbon (C) added is less than 0.03% by weight, it may be difficult to secure the strength required for the structure. Conversely, if the amount of carbon (C) added exceeds 0.11% by weight, the toughness of the material may decrease, weldability may deteriorate, and the yield ratio may increase. In addition, if the amount of carbon (C) added exceeds 0.11% by weight, there may be difficulties in coarsening the crystal grains.
  • Silicon (Si) is an element that can increase magnetic hysteresis and increase vibration damping ratio. Additionally, since it combines with oxygen to form slag during the steelmaking step, it tends to be removed along with oxygen. Additionally, silicon (Si) is also an ingredient that effectively contributes to improving the strength of materials.
  • Such silicon (Si) is preferably added in an amount of 0.3 to 1.5% by weight of the total weight of the hot rolled steel sheet according to an embodiment of the present invention, and a more preferable range may be 0.5 to 1.0% by weight.
  • the amount of silicon (Si) added is less than 0.3% by weight, it is difficult to properly achieve the above effect.
  • the amount of silicon (Si) added exceeds 1.5% by weight, it may prevent the removal of surface scale and deteriorate the surface quality of the product.
  • the amount of silicon (Si) added is excessive, exceeding 1.5% by weight, the low-temperature toughness of the weld may be reduced by encouraging the formation of an M-A phase (martensite-austenite composite) in the weld.
  • the present invention maximizes the phenomenon of attenuation of external vibration through friction generated when the magnetic domain wall moves. Accordingly, the addition of alloy elements that increase the magnetic hysteresis or magnetostriction constant that occurs when the magnetic domain wall moves is helpful.
  • Cobalt (Co) is an effective element that can improve vibration damping ability by increasing magnetic hysteresis but not reducing magnetic permeability.
  • cobalt (Co) is preferably added in an amount of 1.0 to 3.0% by weight of the total weight of the hot rolled steel sheet for vacuum train tube according to the present invention, and a more preferable range is 1.5 to 2.5% by weight.
  • the amount of cobalt (Co) added is less than 1.0% by weight, the amount added is so small that the vacuum attenuation performance improvement effect cannot be properly exhibited. Conversely, if the amount of cobalt (Co) added exceeds 3.0% by weight, there is a high risk that costs will increase due to the increased amount of expensive cobalt. In addition, if the amount of cobalt (Co) added exceeds 3.0% by weight, it is undesirable because side effects may occur through the formation of precipitates.
  • Manganese (Mn) is an ingredient that improves the strength and hardenability of steel.
  • Manganese (Mn) is preferably added in an amount of 1.2 to 2.2% by weight of the total weight of the hot rolled steel sheet for vacuum train tube according to the present invention, and a more preferable range is 1.5 to 2.0% by weight.
  • the amount of manganese (Mn) added is less than 1.2% by weight, it is difficult to properly demonstrate the effect of improving strength and hardenability.
  • the amount of manganese (Mn) is excessively added exceeding 2.2% by weight, material deviation may occur due to central segregation, and crack propagation resistance may be deteriorated.
  • the amount of manganese (Mn) added exceeds 2.2% by weight, the toughness of the steel may decrease.
  • niobium (Nb), titanium (Ti), and vanadium (V) are all elements that improve the strength of steel sheets through the formation of fine carbonitrides. Accordingly, niobium (Nb), titanium (Ti), and vanadium (V) elements are used in many products to ensure strength. However, these precipitates impede the growth of crystal grains and the movement of magnetic domain walls, worsening the vibration damping ratio. Therefore, in the present invention, niobium (Nb), titanium (Ti), and vanadium (V) elements were not added.
  • the hot-rolled steel sheet for a vacuum train tube may contain the remaining Fe and other inevitable impurities in addition to the above-mentioned components.
  • unintended impurities may inevitably be introduced from raw materials or the surrounding environment, so this cannot be completely excluded. Since these impurities are known to anyone skilled in the art, all of them are not specifically mentioned in this specification.
  • additional effective ingredients in addition to the above-mentioned ingredients is not completely excluded.
  • the hot-rolled steel sheet for a vacuum train tube according to an embodiment of the present invention may have a composite structure containing ferrite and pearlite as the final microstructure. At this time, the hot-rolled steel sheet for vacuum train tube according to an embodiment of the present invention actively suppressed the creation of low-temperature structures such as bainite and martensite.
  • Low-temperature structures such as bainite and martensite have high strength and a low yield ratio, so they can exhibit excellent physical properties as structural materials.
  • the hot-rolled steel sheet for vacuum train tube targeted in the present invention is quite thick, with a thickness of 10 mm or more, physical property deviation occurs in the thickness direction of the steel sheet even if a low-temperature structure is introduced. Therefore, a low-temperature structure is formed only on the surface of the steel sheet, and it is difficult to sufficiently create a low-temperature structure in the center of the thickness of the steel sheet. For this reason, in the present invention, the generation of low-temperature structures such as bainite and martensite is intentionally and actively suppressed.
  • the hot rolled steel sheet for vacuum train tube has a microstructure of the steel sheet composed of a composite structure including ferrite and pearlite in order to minimize the difference in physical properties between the surface and the center of the thickness, but also includes bainite, martensite, etc.
  • a microstructure of the steel sheet composed of a composite structure including ferrite and pearlite in order to minimize the difference in physical properties between the surface and the center of the thickness, but also includes bainite, martensite, etc.
  • the low-temperature structure was inevitably formed, its fraction was actively suppressed to less than 5%, more preferably less than 3%, and even more preferably less than 1% in terms of area ratio.
  • the fraction of ferrite may be 60 to 95% in area ratio
  • the fraction of pearlite may be 5 to 40% in area ratio.
  • the present invention limited the average grain size of ferrite to a certain range of 7 to 15 ⁇ m. Since the larger the average grain size of ferrite is more advantageous in securing the vibration damping ratio, it was limited to a minimum of 7 ⁇ m. On the other hand, if the average grain size of ferrite is excessively large, the strength and low-temperature toughness of the material are reduced, so the average grain size of ferrite was limited to a maximum of 15 ⁇ m or less.
  • Equation 1 mainly relates to the yield strength
  • Equation 2 mainly relates to the vibration damping ratio measured for a frequency of 1,650 Hz in bending vibration mode. If both equations 1 and 2 are satisfied, the yield strength of the hot rolled steel sheet can be predicted to be 350 MPa or more and the vibration damping ratio to be 150 ⁇ 10 -6 or more. If relational expression 1 is not satisfied, the yield strength of the hot rolled steel sheet is predicted to be less than 350 MPa, and if relational expression 2 is not satisfied, the vibration damping ratio of the hot rolled steel sheet can be predicted to be less than 150 ⁇ 10 -6 .
  • D refers to the average grain size of ferrite of the hot rolled steel sheet
  • [ ] refers to the weight percent of each element.
  • the hot-rolled steel sheet for vacuum train tube according to an embodiment of the present invention satisfies the relations 1 and 2, and thus the desired yield resistance, vibration damping ratio, and low-temperature toughness of the weld zone can be secured at the same time.
  • vacuum train tubes require design thickness and strength for structural stability. Accordingly, in the present invention, it was determined that tube design is easy only when the yield strength is 355 MPa or more, so a material whose value in relational equation 1 is 355 or more was developed.
  • a steel material with a vibration damping ratio of 150 or more, as predicted in Equation 2. Small trains called pods move inside the vacuum train tube at two-minute intervals, and if the vibration is not attenuated quickly, there is a risk of destruction due to resonance. Accordingly, as shown in Equation 2, if the vibration damping ratio is 150 ⁇ 10 -6 or more, the risk of destruction is significantly reduced.
  • the hot rolled steel sheet for vacuum train tube according to an embodiment of the present invention may have a yield strength of 350 MPa or more and a Charpy impact energy of 50 J or more at -20°C. More specifically, the hot rolled steel sheet for a vacuum train tube according to an embodiment of the present invention may have a yield strength of 350 to 500 MPa and a Charpy impact energy of 50 to 200 J at -20°C.
  • the hot-rolled steel sheet for a vacuum train tube can secure suitable strength and low-temperature toughness as a structural material, and thus can effectively secure the structural safety of the vacuum train tube.
  • the hot rolled steel sheet for vacuum train tube may have a vibration damping ratio of 150 ⁇ 10 -6 or more.
  • the vibration damping ratio refers to the vibration damping ratio measured at a frequency of 1,650 Hz after hitting a specimen with a length, width, and thickness of 80 mm ⁇ 20 mm ⁇ 2 mm in flexural vibration mode.
  • the hot rolled steel sheet for a vacuum train tube according to an embodiment of the present invention has a vibration damping ratio of 150 It can be prevented effectively.
  • the Charpy impact energy at -20°C of the welded area may be 50J or more, and the M-A phase (martensite-austenite composite) included in the welded area may be 50J or more.
  • the fraction may be 5% or less in terms of area ratio.
  • the M-A phase fraction of the welded portion may be 3% or less in area ratio, and more preferably, the M-A phase fraction of the welded portion may be 1% or less in area ratio.
  • the weld zone is a position 1 mm away from the fusion line, and can be interpreted to include both the weld metal portion and the heat-affected zone (HAZ).
  • the welding material used for welding is not particularly limited, but it is desirable to perform welding using a welding material that does not contain silicon (Si) if possible. This is because when welding is performed using a welding material containing silicon (Si), there is a possibility that a large amount of hard M-A phase is formed in the weld area due to excessive hardenability.
  • the present invention can provide a hot-rolled steel sheet with excellent yield strength, vibration damping ratio, and low-temperature toughness of the weld zone, and thus has properties suitable for vacuum train tubes.
  • the method of manufacturing a hot rolled steel sheet for a vacuum train tube includes a reheating step, a hot rolling step, and a cooling and winding step.
  • the steel slab can be heated in a temperature range of 1,100°C or higher.
  • a preferable steel slab heating temperature may be 1,200°C or more, and an even more preferable steel slab heating temperature may be 1,250°C or more.
  • the steel slab heating temperature is excessively high, exceeding 1,300°C, there may be concerns about surface quality deterioration due to scale formation.
  • the reheated steel slab is hot rolled at a finish rolling temperature of 860°C to 960°C.
  • the steel sheet provided by hot rolling may have a thickness of 10 mm or more.
  • finishing delivery temperature is the temperature at the end of rolling. This is because the grain size of the final microstructure can be controlled depending on the finishing rolling temperature. Since the present invention seeks to control the final microstructure to a certain level or higher, it is preferable to perform hot rolling at a finish rolling temperature of 860°C or higher, and a more preferable finish rolling temperature may be 900°C or higher. On the other hand, if the finish rolling temperature is excessively high, exceeding 960°C, the final microstructure may be excessively coarse, which is not desirable.
  • the hot-rolled hot-rolled steel sheet is cooled to 600-700°C and wound.
  • the hot rolled hot rolled steel sheet can be coiled at a coiling temperature of 600°C to 700°C after being water cooled. Since the present invention seeks to implement a composite structure containing ferrite and pearlite as the final microstructure, it is preferable to carry out winding in a temperature range of 600°C or higher. Since the present invention seeks to realize a final microstructure of a certain size or more, it is more preferable to wind it at a temperature range of 630°C or higher. However, if the coiling temperature is excessively high, exceeding 700°C, a coarse microstructure may be formed or the surface quality may be deteriorated.
  • the hot-rolled steel sheet manufactured by the manufacturing method according to the above-described embodiment of the present invention can satisfy the following relational expressions 1 and 2.
  • D refers to the average grain size of ferrite of the hot rolled steel sheet
  • [ ] refers to the weight percent of each element.
  • the hot-rolled steel sheet manufactured by the manufacturing method according to the embodiment of the present invention satisfies Equations 1 and 2, and thus the desired yield resistance, vibration damping ratio, and low-temperature toughness of the weld zone can be secured at the same time.
  • the hot rolled steel sheet manufactured by the manufacturing method according to the embodiment of the present invention not only has a yield strength of 350 MPa or more and a Charpy impact energy of 50 J or more at -20°C, but also has a length, width, and thickness of 80 ⁇ 20 ⁇ 2 mm. was prepared, and the vibration damping ratio measured at a frequency of 1,650 Hz in flexural vibration mode was greater than 150 ⁇ 10 -6 .
  • the hot-rolled steel sheet manufactured by the manufacturing method according to the embodiment of the present invention has a Charpy impact energy of 50 J or more at -20°C at the welded part when the hot-rolled steel sheet is welded by submerged arc welding, and the M-A included in the welded part
  • the fraction of the phase is less than 5% in terms of area ratio.
  • the weld zone may refer to a position 1 mm away from the fusion line.
  • the hot-rolled steel sheet manufactured by the manufacturing method according to the embodiment of the present invention has excellent yield strength, vibration damping ratio, weldability, and low-temperature toughness of the weld zone, and has physical properties suitable for use in vacuum train tubes.
  • a hot rolled steel sheet was manufactured by applying the process conditions shown in Table 2 below.
  • Table 1 the remainder is iron (Fe) and other inevitable impurities, and hot-rolled steel sheets (Specimens No. 1 to 15) with a thickness of 2.0 mm were manufactured by applying the process conditions in Table 2. Alloy components not listed in Table 1 below refer to impurities and residual Fe.
  • Table 3 shows the physical property evaluation results for specimens 1 to 15.
  • microstructure and mechanical properties of each specimen were analyzed and listed in Tables 2 and 3. Microstructure was measured using an optical microscope at 500x magnification after etching each specimen using the Nital etching method. ASTM# of ferrite was measured according to ASTM E112.
  • the vibration damping ratio was measured at room temperature using IMCE's RFDA LTV800 after preparing a specimen with a length, width, and thickness of 80 mm ⁇ 20 mm ⁇ 2 mm. After hitting in the flexural vibration mode, the vibration damping ratio in the 1,650Hz area corresponding to the 1st mode among the vibration modes of the specimen was measured and analyzed, and the results are listed in Table 3.
  • Samples 1 and 10 to 15 that satisfy the alloy composition, process conditions, and equations 1 and 2 of the present invention have a yield strength of 350 MPa or more and a vibration damping ratio (Damping) of 150 ⁇ 10 -6 or more. Ratio), it can be confirmed that the Charpy impact energy at -20°C of the welded area satisfies 50J or more.
  • specimens 2 to 9 which do not satisfy one or more of the alloy composition, process conditions, and relational equations 1 and 2 of the present invention, do not simultaneously secure the desired physical properties.
  • the yield strength was less than 350 MPa.
  • the vibration damping ratio did not reach 150 ⁇ 10 -6 .
  • specimen 7 with niobium (Nb) added showed a significantly lower vibration damping ratio than other specimens.
  • Specimen 1 which satisfies the alloy composition, process conditions, and equations 1 and 2 of the present invention, has excellent yield strength, vibration damping ratio, and low-temperature toughness of the weld zone, and has physical properties suitable for vacuum train tubes. It has been proven that

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Abstract

항복강도, 진동 감쇠비, 용접성 및 용접부 저온 인성이 우수한 진공열차 튜브용 열연강판 및 그 제조 방법에 관한 것으로, 본 발명에 따른 진공열차 튜브용 열연강판은 중량%로, 탄소(C): 0.03∼0.11%, 실리콘(Si): 0.3∼1.5%, 코발트(Co): 1∼3%, 망간(Mn): 1.2∼2.2% 및 나머지 Fe와 기타 불가피한 불순물을 포함하고, 최종 미세조직이 페라이트 및 펄라이트를 포함하는 복합조직을 갖는다.

Description

진공열차 튜브용 열연강판 및 그 제조 방법
본 발명은 진공열차 튜브용 열연강판 및 그 제조 방법에 관한 것이다. 보다 상세하게는, 본 발명은 항복강도, 진동 감쇠비, 용접성 및 용접부 저온 인성이 우수하여 진공열차 튜브용으로 사용하기에 적합한 물성을 갖는 진공열차 튜브용 열연강판 및 그 제조 방법에 관한 것이다.
진공 열차 시스템, 일명 하이퍼 튜브 열차(hyper tube train) 시스템은 진공의 튜브 안을 자기 부상 열차가 움직이는 시스템이다. 진공 열차는 열차 주행 시 주요 에너지 손실의 원인인 공기나 트랙과의 마찰이 없기 때문에 초고속 운행이 가능하다. 이러한 진공 열차는 에너지 손실이 적어 항공기 대비 93% 이상의 에너지 절감이 가능하기에 친환경 차세대 교통수단으로 각광받고 있으며, 이로 인해 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 3가지 정도이다.
진공 열차의 튜브 소재 중 하나는 콘크리트이다. 콘크리트 소재의 진공 튜브는 비용적인 측면에서 유리하지만, 10m 내외의 개별 튜브를 서로 잇는 접합이 용이하지 않다. 또한, 콘크리트 내부의 기공으로 인하여 진공을 구현했을 때 외부의 기체가 튜브 내부로 침입하여 진공도가 쉽게 깨지는 단점이 있다.
연구가 많이 이루어지는 튜브 소재 중 다른 하나는 탄소 섬유 등과 같은 복합 물질 소재이다. 탄소 섬유 등과 같은 복합 물질 소재는 가볍고 고성능을 가지지만, 높은 비용이 소요된다.
따라서, 현재 진공 열차 튜브용 소재로 가장 유력한 소재는 강재이다. 강재는 낮은 비용으로 대량 생산이 가능한 소재이다. 강재는 높은 강성 및 강도를 가지고 있으며, 가공이 쉬운 소재이다. 또한, 진공 튜브 간에 또는 진공 튜브에 부속품을 조립하거나 용접하기 쉬운 소재이며, 진공을 유지할 때 탈기체율도 적정한 소재이다.
한편, 초고속 진공 열차는 현행 고속열차에 비해 현저하게 빠른 속도로 운행되기 때문에 승객 및 주변 시설의 안전성이 최우선으로 고려되어야 한다. 따라서, 진공 열차 튜브에 사용하기 적합한 가공성 및 탈기체율을 가지면서도, 안전성의 확보가 가능한 진공 열차 튜브용 소재의 개발이 시급한 실정이다.
관련 선행 문헌으로는 대한민국 공개특허공보 제10-2009-0086232호(2009.08.11. 공개)가 있으며, 상기 문헌에는 감쇠능이 우수한 부재 및 그 제조 방법, 그리고 감쇠능이 우수한 부재로서 사용되는 강판이 기재되어 있다.
본 발명의 목적은 항복강도, 진동 감쇠비, 용접성 및 용접부 저온 인성이 우수하여 진공열차 튜브용으로 사용하기에 적합한 물성을 갖는 진공열차 튜브용 열연강판 및 그 제조 방법을 제공하는 것이다.
본 발명의 과제는 상술한 내용에 한정되지 않는다. 통상의 기술자라면 본 명세서의 전반적인 내용으로부터 본 발명의 추가적인 과제를 이해하는데 아무런 어려움이 없을 것이다.
상기 목적을 달성하기 위한 본 발명의 실시예에 따른 진공열차 튜브용 열연강판은 중량%로, 탄소(C): 0.03 ∼ 0.11%, 실리콘(Si): 0.3 ∼ 1.5%, 코발트(Co): 1 ∼ 3%, 망간(Mn): 1.2 ∼ 2.2% 및 나머지 Fe와 기타 불가피한 불순물을 포함하고, 최종 미세조직이 페라이트 및 펄라이트를 포함하는 복합조직을 가지며, 하기 관계식 1 및 관계식 2를 만족하는 것을 특징으로 한다.
[관계식 1]
355 ≤ (11 + 394 × D-0.5) + (448 × [C]) + (94 × [Si]) + (36.5 × [Co]) + (69 × [Mn]) + (3,429 × [Nb])
[관계식 2]
150 ≤ (186 - 210 × D-0.5) - (121 × [C]) + (13.2 × [Si]) + (31.1 × [Co]) - (13.7 × [Mn]) - (4,723 × [Nb])
(상기 관계식 1 및 2에서, 상기 D는 열연강판의 페라이트의 평균 결정립 사이즈를 의미하고, [ ]는 각 원소의 중량%를 의미함.)
상기 열연강판은 최종 미세조직이 면적비로 60 ∼ 95%의 페라이트 및 5 ∼ 40%의 펄라이트와 기타 불가피한 조직으로 이루어진다.
이때, 상기 기타 불가피한 조직은 베이나이트 및 마르텐사이트 중 적어도 하나의 저온 조직을 포함하고, 상기 저온 조직은 면적비로 5% 이하인 것이 바람직하다.
상기 페라이트의 평균 결정립 사이즈는 7 ∼ 15㎛일 수 있다.
상기 열연강판은 350MPa 이상의 항복강도(YS) 및 -20℃에서 50J 이상의 샤르피 충격에너지를 갖는다.
상기 열연강판은 굽힘 진동 모드에서 1,650Hz 주파수에 대해 측정한 진동 감쇠비가 150 × 10-6 이상인 것이 바람직하다.
서브머지드 아크 용접으로 상기 열연강판을 용접하여 형성된 용접부에서, 상기 용접부의 -20℃에서의 샤르피 충격에너지는 50J 이상이고, 상기 용접부에 포함되는 M-A상의 분율은 면적비로 5% 이하인 것이 바람직하다.
상기 열연강판의 두께는 10mm 이상인 것이 바람직하다.
상기 목적을 달성하기 위한 본 발명의 실시예에 따른 진공 튜브용 열연강판 제조 방법은 중량%로, 탄소(C): 0.03 ∼ 0.11%, 실리콘(Si): 0.3 ∼ 1.5%, 코발트(Co): 1 ∼ 3%, 망간(Mn): 1.2 ∼ 2.2% 및 나머지 Fe와 기타 불가피한 불순물을 포함하는 강 슬라브를 1,100℃ ∼ 1,300℃에서 재가열하는 단계; 상기 재가열된 강 슬라브를 열간압연하는 단계; 및 상기 열간압연된 열연강판을 600 ∼ 700℃까지 냉각하여 권취하는 단계;를 포함하며, 상기 열연강판은 최종 미세조직이 페라이트 및 펄라이트를 포함하는 복합조직을 가지며, 하기 관계식 1 및 관계식 2를 만족하는 것을 특징으로 한다.
[관계식 1]
355 ≤ (11 + 394 × D-0.5) + (448 × [C]) + (94 × [Si]) + (36.5 × [Co]) + (69 × [Mn]) + (3,429 × [Nb])
[관계식 2]
150 ≤ (186 - 210 × D-0.5) - (121 × [C]) + (13.2 × [Si]) + (31.1 × [Co]) - (13.7 × [Mn]) - (4,723 × [Nb])
(상기 관계식 1 및 2에서, 상기 D는 열연강판의 페라이트의 평균 결정립 사이즈를 의미하고, [ ]는 각 원소의 중량%를 의미함.)
상기 열간압연은 마무리 압연온도 860℃ ∼ 960℃ 조건으로 실시할 수 있다.
상기 열연강판은 최종 미세조직이 면적비로 60 ∼ 95%의 페라이트 및 5 ∼ 40%의 펄라이트와 기타 불가피한 조직으로 이루어질 수 있다.
이때, 상기 기타 불가피한 조직은 베이나이트 및 마르텐사이트 중 적어도 하나의 저온 조직을 포함하고, 상기 저온 조직은 면적비로 5% 이하인 것이 바람직하다.
상기 페라이트의 평균 결정립 사이즈는 7 ∼ 15㎛일 수 있다.
상기 열연강판은 350MPa 이상의 항복강도(YS) 및 -20℃에서 50J 이상의 샤르피 충격에너지를 갖는다.
상기 열연강판은 굽힘 진동 모드에서 1,650Hz 주파수에 대해 측정한 진동 감쇠비가 150 × 10-6 이상인 것이 바람직하다.
서브머지드 아크 용접으로 상기 열연강판을 용접하여 형성된 용접부에서, 상기 용접부의 -20℃에서의 샤르피 충격에너지는 50J 이상이고, 상기 용접부에 포함되는 M-A상의 분율은 면적비로 5% 이하인 것이 바람직하다.
상기 열연강판의 두께는 10mm 이상인 것이 바람직하다.
본 발명에 따른 진공열차 튜브용 열연강판 및 그 제조 방법은 350MPa 이상의 항복강도 및 -20℃에서 50J 이상의 샤르피 충격에너지를 가질 뿐만 아니라, 길이, 폭 및 두께가 80 × 20 × 2 mm인 시편을 준비하여 굽힘 진동 모드(flexural vibration mode)에서 1,650Hz 주파수에 대해 측정한 진동 감쇠비가 150 × 10-6 이상을 나타낸다.
또한, 본 발명에 따른 진공열차 튜브용 열연강판 및 그 제조 방법은 서브머지드 아크용접으로 열연강판을 용접하였을 때, 용접부의 -20℃에서 50J 이상의 샤르피 충격에너지를 갖고, 용접부에 포함되는 M-A상의 분율은 면적비로 5% 이하를 갖는다.
이 결과, 본 발명에 따른 진공열차 튜브용 열연강판 및 그 제조 방법은 항복강도, 진동 감쇠비, 용접성 및 용접부 저온 인성이 우수하여 진공열차 튜브용으로 사용하기에 적합한 물성을 갖는다.
본 발명의 효과는 상술한 사항에 국한되는 것은 아니며, 통상의 기술자가 본 명세서에 기재된 사항으로부터 합리적으로 유추 가능한 사항을 포함하는 것으로 해석될 수 있다.
본 발명의 이점 및 특징, 그리고 그것들을 달성하는 방법은 상세하게 후술되어 있는 실시예를 참조하면 명확해질 것이다. 그러나, 본 발명은 이하에서 개시되는 실시예에 한정되는 것이 아니라 서로 다른 다양한 형태로 구현될 것이며, 단지 본 실시예는 본 발명의 개시가 완전하도록 하며, 본 발명이 속하는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 자에게 발명의 범주를 완전하게 알려주기 위해 제공되는 것이며, 본 발명은 청구항의 범주에 의해 정의될 뿐이다. 명세서 전체에 걸쳐 동일 참조 부호는 동일 구성요소를 지칭한다.
이하 본 발명의 바람직한 실시예에 따른 진공열차 튜브용 열연강판 및 그 제조 방법에 관하여 상세히 설명하면 다음과 같다.
진공열차 튜브용 열연강판
진공 열차는 진공 또는 아(亞)진공 상태의 튜브 속을 달리는 열차로서, 현재 개발 초기 단계에 있는 차세대 운송 수단이다. 진공 열차는 차륜과 궤도 간의 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 경우 뿐만 아니라, 튜브의 일부 형상에 변형이 발생한 경우에도 초대형 참사를 유발할 수 있다. 따라서, 진공열차 튜브용 소재는 더욱 엄격한 안전성이 요구되고 있다.
본 발명의 발명자들은 심도 있는 연구 결과, 진공열차의 안전성을 확보하기 위해 진공 튜브용 소재로서 다음의 물성이 주요하다는 것을 알 수 있었다.
진공열차 튜브용 소재에 요구되는 첫 번째 물성은 고강도 특성이다. 진공열차는 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 진공 튜브의 형상이 변형되지 않도록 충분한 고강도 특성을 가질 것이 요구된다.
진공 튜브용 소재에 요구되는 두 번째 물성은 진동 감쇠능이다. 진공열차는 수명 내지 수십명이 탑승한 파드(pod)가 수십 초 내지 수 분 간격으로 진공 튜브의 내부를 지나가게 된다. 선행 파드(pod)가 통과한 후 후행 파드(pod)의 통과 시 진공 튜브 내에서 진동이 증폭되어 공명이 발생할 수 있으며, 심각한 경우에는 진공 튜브의 파손까지 유발할 수 있다.
따라서, 일정 수준 이상의 진동 감쇠비를 가지는 소재를 진공 튜브에 적용하는 경우, 선행 파드(pod)의 통과 후 진공 튜브 내의 진동을 효과적으로 감소시킬 수 있으며, 이 결과 진공열차의 안전성에 효과적으로 기여할 수 있다.
진공 튜브용 소재에 요구되는 세 번째 물성은 저온 인성이다. 진공열차는 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. 특히, 진공열차용 튜브는 용접을 통해 튜브 형태로 제작되기 때문에 모재 뿐만 아니라 용접부에서도 우수한 저온 인성을 가질 것이 요구된다.
본 발명의 발명자들은 심도 있는 연구를 통해, 열연강판의 합금조성 및 이의 함량비와 최종 미세조직을 엄격히 제어하여, 우수한 항복강도, 진동 감쇠비, 용접성 및 용접부 저온 인성을 양립시킬 수 있음을 인지하여 본 발명을 도출하게 되었다.
이를 위해, 본 발명의 실시예에 따른 진공열차 튜브용 열연강판은 중량%로, 탄소(C): 0.03 ∼ 0.11%, 실리콘(Si): 0.3 ∼ 1.5%, 코발트(Co): 1 ∼ 3%, 망간(Mn): 1.2 ∼ 2.2% 및 나머지 Fe와 기타 불가피한 불순물을 포함하고, 최종 미세조직이 페라이트 및 펄라이트를 포함하는 복합조직을 가지며, 하기 관계식 1 및 관계식 2를 만족한다.
[관계식 1]
355 ≤ (11 + 394 × D-0.5) + (448 × [C]) + (94 × [Si]) + (36.5 × [Co]) + (69 × [Mn]) + (3,429 × [Nb])
[관계식 2]
150 ≤ (186 - 210 × D-0.5) - (121 × [C]) + (13.2 × [Si]) + (31.1 × [Co]) - (13.7 × [Mn]) - (4,723 × [Nb])
위의 관계식 1 및 2에서, D는 열연강판의 페라이트의 평균 결정립 사이즈를 의미하고, [ ]는 각 원소의 중량%를 의미한다.
또한, 본 발명의 열연강판은 최종 미세조직이 면적비로 60 ∼ 95%의 페라이트 및 5 ∼ 40%의 펄라이트와 기타 불가피한 조직으로 이루어진다. 이때, 기타 불가피한 조직은 베이나이트 및 마르텐사이트 중 적어도 하나의 저온 조직을 포함하고, 저온 조직은 면적비로 5% 이하인 것이 바람직하다.
아울러, 페라이트의 평균 결정립 사이즈는 7 ∼ 15㎛인 것이 바람직하다.
본 발명의 열연강판은 350MPa 이상의 항복강도(YS) 및 -20℃에서 50J 이상의 샤르피 충격에너지를 갖는다.
본 발명의 열연강판은 굽힘 진동 모드에서 1,650Hz 주파수에 대해 측정한 진동 감쇠비가 150 × 10-6 이상인 것이 바람직하다.
서브머지드 아크 용접으로 열연강판을 용접하여 형성된 용접부에서, 용접부의 -20℃에서의 샤르피 충격에너지는 50J 이상이고, 용접부에 포함되는 M-A상의 분율은 면적비로 5% 이하인 것이 바람직하다.
본 발명의 열연강판의 두께는 10mm 이상일 수 있다.
이하, 본 발명의 실시예에 따른 진공열차 튜브용 열연강판에 포함되는 강 조성 및 이의 조성비에 대하여 보다 상세히 설명한다. 이하, 특별히 달리 표시하지 않는 한 각 원소의 함량을 나타내는 %는 중량을 기준으로 한다.
탄소(C): 0.03 ∼ 0.11%
탄소(C)는 강판의 강도에 매우 큰 영향을 미치는 성분이다.
이러한 탄소(C)는 본 발명의 실시예에 따른 열연강판 전체 중량의 0.03 ∼ 0.11 중량%의 함량비로 첨가되는 것이 바람직하고, 보다 바람직한 범위로는 0.05 ∼ 0.09 중량%를 제시할 수 있다.
탄소(C)의 첨가량이 0.03 중량% 미만일 경우에는 구조체가 요구하는 강도를 확보하는데 어려움이 따를 수 있다. 반대로, 탄소(C)의 첨가량이 0.11 중량% 초과하여 과다 첨가될 경우에는 소재의 인성이 저하되고, 용접성이 떨어지며, 항복비가 상승할 수 있다. 또한, 탄소(C)의 첨가량이 0.11 중량%를 초과하여 과다 첨가될 경우에는 결정립의 조대화에 어려움이 따를 수 있다.
실리콘(Si): 0.3 ∼ 1.5%
실리콘(Si)은 자기이력을 높여 진동 감쇠비를 증가시킬 수 있는 원소이다. 또한, 제강 단계에서 산소와 결합하여 슬래그를 형성하므로, 산소와 함께 제거되는 경향이 있다. 또한, 실리콘(Si)은 소재의 강도 향상에도 효과적으로 기여하는 성분이기도 하다.
이러한 실리콘(Si)는 본 발명의 실시예에 따른 열연강판 전체 중량의 0.3 ∼ 1.5 중량%의 함량비로 첨가되는 것이 바람직하고, 보다 바람직한 범위로는 0.5 ∼ 1.0 중량%를 제시할 수 있다.
실리콘(Si)의 첨가량이 0.3 중량% 미만일 경우에는 상기의 효과를 제대로 발휘하기 어렵다. 반면, 실리콘(Si)의 첨가량이 1.5 중량%를 초과하여 과다 첨가될 경우에는 표면 스케일의 탈락을 방해하여 제품 표면 품질을 저하시킬 수 있다. 또한, 실리콘(Si)의 첨가량이 1.5 중량%를 초과하여 과도한 경우에는 용접부에 M-A상(마르텐사이트-오스테나이트 복합체)의 형성을 조장하여 용접부의 저온 인성이 저하될 수 있다.
코발트(Co): 1.0 ∼ 3.0%
본 발명은 자구벽의 이동시 발생하는 마찰을 통해 외부 진동이 감쇠되는 현상을 극대화한다. 이에 따라, 자구벽 이동시 발생하는 자기이력 또는 자왜 상수를 크게 하는 합금 원소의 첨가가 도움이 된다. 코발트(Co)는 자기이력은 크게 하면서 투자율은 저하시키지 않아 진동 감쇠능을 향상시킬 수 있는 효과적인 원소이다.
따라서, 코발트(Co)는 본 발명에 따른 진공열차 튜브용 열연강판 전체 중량의 1.0 ∼ 3.0 중량%의 함량비로 첨가되는 것이 바람직하고, 보다 바람직한 범위로는 1.5 ∼ 2.5 중량%를 제시할 수 있다.
코발트(Co)의 첨가량이 1.0 중량% 미만일 경우에는 그 첨가량이 미미하여 진공 감쇠능 향상 효과를 제대로 발휘하는데 따를 수 있다. 반대로, 코발트(Co)의 첨가량이 3.0 중량%를 초과할 경우에는 고가인 코발트 첨가량 증가로 인하여 비용이 증가할 우려가 크다. 아울러, 코발트(Co)의 첨가량이 3.0 중량%를 초과하여 다량 첨가될 경우에는 석출물 형성을 통한 부작용이 있을 수 있으므로, 바람직하지 못하다.
망간(Mn): 1.2 ∼ 2.2%
망간(Mn)은 강의 강도 및 경화능을 향상시키는 성분이다.
이러한 망간(Mn)은 본 발명에 따른 진공열차 튜브용 열연강판 전체 중량의 1.2 ∼ 2.2 중량%의 함량비로 첨가되는 것이 바람직하고, 보다 바람직한 범위로는 1.5 ∼ 2.0 중량%를 제시할 수 있다.
망간(Mn)의 첨가량이 1.2 중량% 미만일 경우에는 강도 및 경화능 향상 효과를 제대로 발휘하기 어렵다. 반대로, 망간(Mn)의 첨가량이 2.2 중량%를 초과하여 과다 첨가될 경우에는 중심부 편석에 의해 재질 편차가 발생하고, 크랙(crack) 전파 저항성이 열위해질 수 있다. 또한, 망간(Mn)의 첨가량이 2.2 중량%를 초과하여 과다 첨가될 경우에는 강의 인성이 저하될 수 있다.
한편, 니오븀(Nb), 티타늄(Ti) 및 바나듐(V)은 모두 미세 탄질화물의 형성을 통해 강판의 강도를 향상시키는 원소이다. 이에, 강도 확보를 위해 많은 제품에서 니오븀(Nb), 티타늄(Ti) 및 바나듐(V) 원소들을 활용한다. 그러나, 이러한 석출물들은 결정립의 성장을 방해하고, 자구벽의 이동을 방해하여 진동 감쇠비를 악화시킨다. 따라서, 본 발명에서는 니오븀(Nb), 티타늄(Ti) 및 바나듐(V) 원소들을 첨가하지 않았다.
본 발명의 실시예에 따른 진공열차 튜브용 열연강판은 상술한 성분들 이외에 나머지 Fe와 기타 불가피한 불순물을 포함할 수 있다. 다만, 통상의 제조 과정에서는 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 성분들 이외에 유효한 성분의 추가적인 첨가가 전면적으로 배제되는 것은 아니다.
본 발명의 실시예에 따른 진공열차 튜브용 열연강판은 최종 미세조직으로 페라이트 및 펄라이트를 포함하는 복합조직으로 이루어질 수 있다. 이때, 본 발명의 실시예에 따른 진공열차 튜브용 열연강판은 베이나이트 및 마르텐사이트 등의 저온조직의 생성을 적극 억제하였다.
이러한 베이나이트 및 마르텐사이트 등의 저온조직은 높은 강도를 가지고 항복비가 낮아 구조용 재료로서 우수한 물성을 발휘할 수 있다. 다만, 본 발명에서 목표로 하는 진공열차 튜브용 열연강판은 두께가 10mm 이상으로 상당히 두껍기 때문에, 저온 조직을 도입하더라도 강판의 두께 방향으로 물성 편차가 발생하게 된다. 따라서, 강판의 표면에서만 저온 조직이 형성되고, 강판의 두께 중심부까지 충분히 저온 조직이 생성되기는 어렵다. 이로 인해, 본 발명에서는 베이나이트 및 마르텐사이트 등의 저온조직의 생성을 의도적으로 적극 억제한 것이다.
따라서, 본 발명의 실시예에 따른 진공열차 튜브용 열연강판은 표면과 두께 중심부 간의 물성 편차를 최소화하기 위해 강판의 미세조직을 페라이트 및 펄라이트를 포함하는 복합조직으로 구성하되, 베이나이트 및 마르텐사이트 등의 저온조직은 불가피하게 형성되더라도 그 분율을 면적비로 5% 이하, 보다 바람직하게는 3% 이하, 보다 더 바람직하게는 1% 이하로 적극 억제하였다. 물성 확보 측면에서, 페라이트의 분율은 면적비로 60 ∼ 95%일 수 있고, 펄라이트의 분율은 면적비로 5 ∼ 40%일 수 있다.
목적하는 항복강도, 진동 감쇠비 및 저온 인성을 동시에 확보하기 위해, 본 발명은 페라이트의 평균 결정립 사이즈를 7 ∼ 15㎛의 일정 범위로 제한하였다. 페라이트의 평균 결정립 사이즈가 클 수록 진동 감쇠비 확보에 유리하므로, 최소 7㎛ 이상을 갖도록 제한하였다. 반면, 페라이트의 평균 결정립 사이즈가 과도하게 클 경우에는 소재의 강도 및 저온 인성이 열위해지므로, 페라이트의 평균 결정립 크기를 최대 15㎛ 이하로 제한하였다.
본 발명의 발명자들은 진공열차 튜브용 소재의 안정성 확보 방안에 대해 심도 있는 연구를 수행한 결과, 본 발명과 같은 저합금계 강판에서 탄소(C), 실리콘(Si), 코발트(Co) 및 망간(Mn)의 함량과 페라이트의 평균 결정립 사이즈를 7 ∼ 15㎛의 일정 범위로 제어하는 경우 항복강도, 진동 감쇠비 및 용접부 저온 인성을 동시에 확보하는 것이 가능하다는 점을 인지하고 아래의 관계식 1 및 관계식 2를 도출하게 되었다. 관계식 1, 2는 합금 성분 및 페라이트 평균 결정립 사이즈에 따라 항복강도가 350MPa 이상을 나타내는지, 그리고 150×10-6 이상의 진동 감쇠비를 나타내는지를 예측할 수 있도록 본 발명자에 의해 설계된 것이다. 관계식 1은 주로 항복강도에 관한 것이며, 관계식 2는 주로 굽힘 진동 모드에서 1,650Hz 주파수에 대해 측정되는 진동 감쇠비에 관한 것이다. 관계식 1, 2를 모두 만족하면 열연강판의 항복강도가 350MPa 이상을 나타내고 150×10-6 이상의 진동 감쇠비를 나타내는 것으로 예측될 수 있다. 관계식 1을 만족하지 못하면 열연강판의 항복강도가 350MPa에 미치지 못하는 것으로 예측되며, 관계식 2를 만족하지 못하면 열연강판의 진동 감쇠비가 150×10-6에 미치지 못하는 것으로 예측될 수 있다.
[관계식 1]
355 ≤ (11 + 394 × D-0.5) + (448 × [C]) + (94 × [Si]) + (36.5 × [Co]) + (69 × [Mn]) + (3,429 × [Nb])
[관계식 2]
150 ≤ (186 - 210 × D-0.5) - (121 × [C]) + (13.2 × [Si]) + (31.1 × [Co]) - (13.7 × [Mn]) - (4,723 × [Nb])
위의 관계식 1 및 2에서, D는 열연강판의 페라이트의 평균 결정립 사이즈를 의미하고, [ ]는 각 원소의 중량%를 의미한다.
이와 같이, 본 발명의 실시예에 따른 진공열차 튜브용 열연강판은 관계식 1 및 2를 만족하므로, 목적하는 항복항도, 진동 감쇠비 및 용접부 저온 인성을 동시에 확보할 수 있다.
앞에서 언급하였듯이, 진공열차 튜브는 구조 안정성을 위하여 설계 두께와 강도를 요구한다. 이에, 본 발명에서는 항복강도가 355MPa 이상은 되어야 튜브 설계가 용이하다고 판단하였기에, 관계식 1의 값이 355 이상이 되는 소재를 개발하였다. 또한, 관계식 2에서 예측하는 진동감쇠비가 150 이상이 되는 강재를 개발하였다. 진공열차 튜브 안을 파드(pod)라 불리는 소형 열차가 2분 간격으로 이동하게 되는데, 이때 진동이 빠르게 감쇠되지 않으면 공명으로 인한 파괴 위험이 존재한다. 이에, 관계식 2와 같이, 진동감쇠비가 150 × 10-6 이상이 확보되면 이러한 파괴 위험이 현저히 줄어들게 된다.
또한, 본 발명의 실시예에 따른 진공열차 튜브용 열연강판은 350MPa 이상의 항복강도 및 -20℃에서 50J 이상의 샤르피 충격에너지를 가질 수 있다. 보다 구체적으로, 본 발명의 실시예에 따른 진공열차 튜브용 열연강판은 350 ∼ 500MPa의 항복강도 및 -20℃에서 50 ∼ 200J의 샤르피 충격에너지를 가질 수 있다.
따라서, 본 발명의 실시예에 따른 진공열차 튜브용 열연강판은 구조재로서 적합한 강도 및 저온인성을 확보할 수 있으므로, 진공열차용 튜브의 구조적 안전성을 효과적으로 확보할 수 있다.
본 발명의 실시예에 따른 진공열차 튜브용 열연강판은 150 × 10-6 이상의 진동 감쇠비를 가질 수 있다. 여기서, 진동 감쇠비는 길이, 폭 및 두께가 80mm × 20mm × 2mm인 시편에 대해 굽힘 진동 모드(flexural vibration mode)에서 타격한 후 1,650Hz 주파수에 대해 측정한 진동 감쇠비를 의미한다.
본 발명의 실시예에 따른 진공열차 튜브용 열연강판은 150 × 10-6 이상의 진동 감쇠비를 가지므로, 진공 튜브 내에서의 진동 증폭을 효과적으로 억제할 수 있으며, 진동에 의한 진공열차용 튜브의 파손을 효과적으로 방지할 수 있다.
본 발명에 따른 열연강판을 서브머지드 아크 용접을 이용하여 용접하였을 때, 용접부의 -20℃에서의 샤르피 충격에너지는 50J 이상일 수 있으며, 용접부에 포함되는 M-A상(마르텐사이트-오스테나이트 복합체)의 분율은 면적비로 5% 이하일 수 있다. 바람직하게, 용접부 M-A상 분율은 면적비로 3% 이하일 수 있으며, 보다 더 바람직한 용접부 M-A상 분율은 면적비로 1% 이하일 수 있다.
여기서, 용접부는 용융선(fusion line)으로부터 1mm 떨어진 위치로서, 용융금속(weld metal)부와 용접열영향부(heat-affected zone, HAZ)를 모두 포함하는 의미로 해석될 수 있다.
본 발명에서, 용접에 이용되는 용접재료가 특별히 제한되는 것은 아니지만, 가급적 실리콘(Si)을 포함하지 않는 용접재료를 이용하여 용접을 실시하는 것이 바람직하다. 실리콘(Si)을 포함하는 용접재료를 이용하여 용접을 실시하는 경우, 과도한 경화능에 의해 용접부에 경질의 M-A상이 다량 형성될 가능성이 존재하기 때문이다.
따라서, 본 발명은 항복강도, 진동 감쇠비 및 용접부 저온 인성이 우수하여 진공열차 튜브용으로 적합한 물성을 가지는 열연강판을 제공할 수 있다.
진공열차 튜브용 열연강판 제조 방법
이하에서는 본 발명의 실시예에 따른 진공열차 튜브용 열연강판 제조 방법에 대하여 설명하도록 한다.
본 발명의 실시예에 따른 진공열차 튜브용 열연강판 제조 방법은 재가열 단계, 열간압연 단계, 그리고 냉각 및 권취 단계를 포함한다.
재가열
재가열 단계에서는 중량%로, 탄소(C): 0.03 ∼ 0.11%, 실리콘(Si): 0.3 ∼ 1.5%, 코발트(Co): 1 ∼ 3%, 망간(Mn): 1.2 ∼ 2.2% 및 나머지 Fe와 기타 불가피한 불순물을 포함하는 강 슬라브를 1,100℃ ∼ 1,300℃에서 재가열한다.
본 단계에서, 열간압연 시 압연 부하를 고려하여 강 슬라브는 1,100℃ 이상의 온도범위에서 가열될 수 있다. 특히, 본 발명은 일정 크기 이상의 미세조직을 도입하고자 하므로, 바람직한 강 슬라브 가열 온도는 1,200℃ 이상일 수 있고, 보다 더 바람직한 강 슬라브 가열 온도는 1,250℃ 이상일 수 있다. 반면, 강 슬라브 가열 온도가 1,300℃를 초과하여 과도하게 높을 경우에는 스케일 생성에 의한 표면품질 저하가 우려될 수 있다.
열간압연
열간압연 단계에서는 재가열된 강 슬라브를 마무리 압연온도 860℃ ∼ 960℃ 조건으로 열간압연한다.
본 발명에서, 열간압연에 의해 제공되는 강판은 10㎜ 이상의 두께를 가질 수 있다.
열간압연시 강 슬라브가 압연되면서 결정립은 변형되지만 곧 재결정된다. 이와 같은 과정을 거치면서 조대하고 불균일했던 조직은 미세화되고, 균질화된다. 열간압연시 중요한 공정 변수는 압연을 마쳤을 때의 온도인 마무리 압연온도(Finishing Delivery Temperature, FDT)이다. 마무리 압연온도에 따라 최종 미세조직의 입도 등이 제어될 수 있기 때문이다. 본 발명은 최종 미세조직을 일정 크기 이상의 수준으로 제어하고자 하므로, 860℃ 이상의 마무리 압연온도로 열간압연을 실시하는 것이 바람직하고, 보다 바람직한 마무리 압연온도는 900℃ 이상일 수 있다. 반면, 마무리 압연온도가 960℃를 초과하여 과도하게 높을 경우에는 최종 미세조직이 과도하게 조대하게 구현될 수 있으므로, 바람직하지 못하다.
냉각 및 권취
냉각 및 권취 단계에서는 열간압연된 열연강판을 600 ∼ 700℃까지 냉각하여 권취한다.
이와 같이, 열간압연된 열연강판은 수냉을 거친 후 600℃ ∼ 700℃의 권취온도에서 권취될 수 있다. 본 발명은 최종 미세조직으로 페라이트 및 펄라이트를 포함하는 복합조직을 구현하고자 하는 것이므로, 600℃ 이상의 온도범위에서 권취를 실시하는 것이 바람직하다. 본 발명은 일정 크기 이상의 최종 미세조직을 구현하고자 하므로, 630℃ 이상의 온도범위에서 권취하는 것이 보다 바람직하다. 다만, 권취온도가 700℃를 초과하여 과도하게 높을 경우에는 조대 미세조직이 형성되거나, 표면 품질이 열위해질 수 있다.
전술한 본 발명의 실시예에 따른 제조 방법에 의해 제조된 열연강판은 하기 관계식 1 및 2를 만족할 수 있다.
[관계식 1]
355 ≤ (11 + 394 × D-0.5) + (448 × [C]) + (94 × [Si]) + (36.5 × [Co]) + (69 × [Mn]) + (3,429 × [Nb])
[관계식 2]
150 ≤ (186 - 210 × D-0.5) - (121 × [C]) + (13.2 × [Si]) + (31.1 × [Co]) - (13.7 × [Mn]) - (4,723 × [Nb])
위의 관계식 1 및 2에서, D는 열연강판의 페라이트의 평균 결정립 사이즈를 의미하고, [ ]는 각 원소의 중량%를 의미한다.
이와 같이, 본 발명의 실시예에 따른 제조 방법에 의해 제조된 열연강판은 관계식 1 및 2를 만족하므로, 목적하는 항복항도, 진동 감쇠비 및 용접부 저온 인성을 동시에 확보할 수 있다.
따라서, 본 발명의 실시예에 따른 제조 방법에 의해 제조된 열연강판은 350MPa 이상의 항복강도 및 -20℃에서 50J 이상의 샤르피 충격에너지를 가질 뿐만 아니라, 길이, 폭 및 두께가 80 × 20 × 2mm인 시편을 준비하여 굽힘 진동 모드(flexural vibration mode)에서 1,650Hz 주파수에 대해 측정한 진동 감쇠비가 150 × 10-6 이상을 나타낸다.
또한, 본 발명의 실시예에 따른 제조 방법에 의해 제조된 열연강판은 서브머지드 아크용접으로 열연강판을 용접하였을 때, 용접부의 -20℃에서 50J 이상의 샤르피 충격에너지를 갖고, 용접부에 포함되는 M-A상의 분율은 면적비로 5% 이하를 갖는다. 여기서, 용접부는 용융선(fusion line)으로부터 1mm 떨어진 위치를 의미할 수 있다.
이 결과, 본 발명의 실시예에 따른 제조 방법에 의해 제조된 열연강판은 항복강도, 진동 감쇠비, 용접성 및 용접부 저온 인성이 우수하여 진공열차 튜브용으로 사용하기에 적합한 물성을 갖는다.
실시예
이하, 본 발명의 바람직한 실시예를 통해 본 발명의 구성 및 작용을 더욱 상세히 설명하기로 한다. 다만, 이는 본 발명의 바람직한 예시로 제시된 것이며 어떠한 의미로도 이에 의해 본 발명이 제한되는 것으로 해석될 수는 없다.
여기에 기재되지 않은 내용은 이 기술 분야에서 숙련된 자이면 충분히 기술적으로 유추할 수 있는 것이므로 그 설명을 생략하기로 한다.
1. 시편 제조
하기 표 1에 기재된 A ∼ F의 합금조성을 갖는 250mm 두께의 강 슬라브를 준비한 후, 하기 표 2에 기재된 공정조건을 적용하여 열연강판을 제조하였다. 표 1에서 나머지는 철(Fe)과 기타 불가피한 불순물이며, 표 2의 공정조건을 적용한 2.0mm의 두께를 갖는 열연 강판(시편 NO. 1 ∼ 15)을 제조하였다. 하기 표 1에 기재되지 않은 합금성분은 불순물 및 잔부 Fe를 의미한다.
[표 1] (단위 : 중량%)
Figure PCTKR2023019804-appb-img-000001
[표 2]
Figure PCTKR2023019804-appb-img-000002
2. 물성 평가
표 3은 시편 1 ∼ 15에 대한 물성 평가 결과를 나타낸 것이다.
1) 미세조직 및 기계적 물성 분석
각 시편의 미세조직 및 기계적 물성을 분석하여 표 2 및 표 3에 기재하였다. 미세조직은 나이탈(Nital) 에칭법으로 각 시편을 에칭한 후 500배율의 광학 현미경을 이용하여 측정하였다. 페라이트의 ASTM#는 ASTM E112에 따라 측정하였다.
2) 진동 감쇠비 측정
진동 감쇠비는 길이, 폭 및 두께가 80mm × 20mm × 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 1,650Hz 영역의 진동 감쇠비를 측정하여 분석하였으며, 그 결과를 표 3에 함께 기재하였다.
3) 용접성 및 용접부 저온 인성 평가
C : 0.052 중량%, Mn : 1.53 중량%, Ni : 1.3 중량%, Mo : 0.135 중량% 및 나머지 Fe와 기타 불가피한 불순물을 포함하는 용접재료를 이용하여 각각의 시편에 대한 서브머지드 아크용접을 실시하였다.
서브머지드 아크 용접시 내측(inside)에는 20kJ/㎠의 입열량을 적용하였고, 외측(outside)에는 22kJ/㎠의 입열량을 적용하였다. KS B 0810에 따라 용접부의 -20℃에서의 샤르피 충격인성을 측정하였으며, 그 결과를 표 3에 기재하였다.
[표 3]
Figure PCTKR2023019804-appb-img-000003
표 1 내지 표 3에 도시된 바와 같이, 본 발명의 합금조성, 공정조건 및 관계식 1과 2를 만족하는 시편 1 및 시편 10 ∼ 15는 350MPa 이상의 항복강도, 150 × 10-6 이상의 진동 감쇠비(Damping Ratio)를 만족할 뿐만 아니라, 용접부의 -20℃에서의 샤르피 충격에너지가 50J 이상을 만족하는 것을 확인할 수 있다.
반면, 본 발명의 합금조성, 공정조건 및 관계식 1과 2 중 어느 하나 이상을 만족하지 않는 시편 2 ∼ 9는 목적하는 물성을 동시에 확보하지 못하는 것을 알 수 있다. 특히, 관계식 1, 2와 관련하여, 관계식 1을 만족하지 못하는 시편 6의 경우, 항복강도가 350MPa 미만이었다. 또한, 관계식 2를 만족하지 못하는 3, 5, 7, 9의 경우 진동 감쇠비가 150 × 10-6 에 미치지 못하였다. 또한, 니오븀(Nb)이 첨가된 시편 7의 경우, 다른 시편들보다도 현저히 낮은 진동감쇠비를 나타내었다.
한편, 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.
위의 실험 결과를 통해 알 수 있듯이, 본 발명의 합금조성, 공정조건 및 관계식 1과 2를 만족하는 시편 1은 항복강도, 진동 감쇠비 및 용접부 저온 인성이 우수하여 진공열차 튜브용으로 적합한 물성을 갖는 것을 입증하였다.
이상에서는 본 발명의 실시예를 중심으로 설명하였지만, 본 발명이 속하는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 기술자의 수준에서 다양한 변경이나 변형을 가할 수 있다. 이러한 변경과 변형은 본 발명이 제공하는 기술 사상의 범위를 벗어나지 않는 한 본 발명에 속한다고 할 수 있다. 따라서 본 발명의 권리범위는 이하에 기재되는 청구범위에 의해 판단되어야 할 것이다.

Claims (17)

  1. 진공열차 튜브용 열연강판으로서,
    중량%로, 탄소(C): 0.03 ∼ 0.11%, 실리콘(Si): 0.3 ∼ 1.5%, 코발트(Co): 1 ∼ 3%, 망간(Mn): 1.2 ∼ 2.2% 및 나머지 Fe와 기타 불가피한 불순물을 포함하고,
    최종 미세조직이 페라이트 및 펄라이트를 포함하는 복합조직을 가지며,
    하기 관계식 1 및 관계식 2를 만족하는, 열연강판.
    [관계식 1]
    355 ≤ (11 + 394 × D-0.5) + (448 × [C]) + (94 × [Si]) + (36.5 × [Co]) + (69 × [Mn]) + (3,429 × [Nb])
    [관계식 2]
    150 ≤ (186 - 210 × D-0.5) - (121 × [C]) + (13.2 × [Si]) + (31.1 × [Co]) - (13.7 × [Mn]) - (4,723 × [Nb])
    (상기 관계식 1 및 2에서, 상기 D는 열연강판의 페라이트의 평균 결정립 사이즈를 의미하고, [ ]는 각 원소의 중량%를 의미함.)
  2. 제1항에 있어서,
    상기 열연강판은 최종 미세조직이 면적비로 60 ∼ 95%의 페라이트 및 5 ∼ 40%의 펄라이트와 기타 불가피한 조직으로 이루어진, 열연강판.
  3. 제2항에 있어서,
    상기 기타 불가피한 조직은 베이나이트 및 마르텐사이트 중 적어도 하나의 저온 조직을 포함하고, 상기 저온 조직은 면적비로 5% 이하인, 열연강판.
  4. 제1항에 있어서,
    상기 페라이트의 평균 결정립 사이즈는 7 ∼ 15㎛인, 열연강판.
  5. 제1항에 있어서,
    상기 열연강판은 350MPa 이상의 항복강도(YS) 및 -20℃에서 50J 이상의 샤르피 충격에너지를 갖는, 열연강판.
  6. 제1항에 있어서,
    상기 열연강판은 굽힘 진동 모드에서 1,650Hz 주파수에 대해 측정한 진동 감쇠비가 150 × 10-6 이상인, 열연강판.
  7. 제1항에 있어서,
    서브머지드 아크 용접으로 상기 열연강판을 용접하여 형성된 용접부에서, 상기 용접부의 -20℃에서의 샤르피 충격에너지는 50J 이상이고, 상기 용접부에 포함되는 M-A상의 분율은 면적비로 5% 이하인, 열연강판.
  8. 제1항에 있어서,
    상기 열연강판의 두께는 10mm 이상인, 열연강판.
  9. 진공열차 튜브용 열연강판 제조 방법으로서,
    중량%로, 탄소(C): 0.03 ∼ 0.11%, 실리콘(Si): 0.3 ∼ 1.5%, 코발트(Co): 1 ∼ 3%, 망간(Mn): 1.2 ∼ 2.2% 및 나머지 Fe와 기타 불가피한 불순물을 포함하는 강 슬라브를 1,100℃ ∼ 1,300℃에서 재가열하는 단계;
    상기 재가열된 강 슬라브를 열간압연하는 단계; 및
    상기 열간압연된 열연강판을 600 ∼ 700℃까지 냉각하여 권취하는 단계;를 포함하며,
    상기 열연강판은 최종 미세조직이 페라이트 및 펄라이트를 포함하는 복합조직을 가지며,
    하기 관계식 1 및 관계식 2를 만족하는, 방법.
    [관계식 1]
    355 ≤ (11 + 394 × D-0.5) + (448 × [C]) + (94 × [Si]) + (36.5 × [Co]) + (69 × [Mn]) + (3,429 × [Nb])
    [관계식 2]
    150 ≤ (186 - 210 × D-0.5) - (121 × [C]) + (13.2 × [Si]) + (31.1 × [Co]) - (13.7 × [Mn]) - (4,723 × [Nb])
    (상기 관계식 1 및 2에서, 상기 D는 열연강판의 페라이트의 평균 결정립 사이즈를 의미하고, [ ]는 각 원소의 중량%를 의미함.)
  10. 제9항에 있어서,
    상기 열간압연은 마무리 압연온도 860℃ ∼ 960℃ 조건으로 실시하는, 방법.
  11. 제9항에 있어서,
    상기 열연강판은 최종 미세조직이 면적비로 60 ∼ 95%의 페라이트 및 5 ∼ 40%의 펄라이트와 기타 불가피한 조직으로 이루어진, 방법.
  12. 제11항에 있어서,
    상기 기타 불가피한 조직은 베이나이트 및 마르텐사이트 중 적어도 하나의 저온 조직을 포함하고, 상기 저온 조직은 면적비로 5% 이하인, 방법.
  13. 제9항에 있어서,
    상기 페라이트의 평균 결정립 사이즈는 7 ∼ 15㎛인, 방법.
  14. 제9항에 있어서,
    상기 열연강판은 350MPa 이상의 항복강도(YS) 및 -20℃에서 50J 이상의 샤르피 충격에너지를 갖는, 방법.
  15. 제9항에 있어서,
    상기 열연강판은 굽힘 진동 모드에서 1,650Hz 주파수에 대해 측정한 진동 감쇠비가 150 × 10-6 이상인, 방법.
  16. 제9항에 있어서,
    서브머지드 아크 용접으로 상기 열연강판을 용접하여 형성된 용접부에서, 상기 용접부의 -20℃에서의 샤르피 충격에너지는 50J 이상이고, 상기 용접부에 포함되는 M-A상의 분율은 면적비로 5% 이하인, 방법.
  17. 제9항에 있어서,
    상기 열연강판의 두께는 10mm 이상인, 방법.
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