KR100252413B1

KR100252413B1 - 고강도 cr-mo강용 저수소계 피복 아크 용접봉

Info

Publication number: KR100252413B1
Application number: KR1019960045496A
Authority: KR
Inventors: 아키노부 고토; 다케시 나카가와
Original assignee: 구마모토 마사히로; 가부시키가이샤 고베 세이코쇼
Priority date: 1995-10-18
Filing date: 1996-10-12
Publication date: 2000-04-15
Also published as: US5688420A; IT1285520B1; JPH09168891A; JP3251505B2; FR2740063B1; ITMI962136A1; FR2740063A1

Abstract

심선과 피복재로 이루어진 고강도 Cr-Mo강용 저수소계 피복 아크 용접봉은 피복 아크 용접봉내 성분과 불순물의 함량이 명시되고, 전체 용접봉내 함수율이 50 내지 600중량ppm으로 조절되고, 하기식으로 나타내는 피복재의 염기도 BL은 2.0 내지 8.0으로 조절하는 것을 특징으로 한다: (BL=([CaO]_f+[MgO]_f+[BaO]_f+[CaF₂]_f+[Na₂O]_f+[K₂O]_f+0.5×([FeO]_f+[MnO]_f))/([SiO₂]_f+0.5×([Al₂O₃]_f+[TiO₂]_f+[ZrO₂]_f))), 상기식에서 [Y]_f는 피복재의 총중량에 대한 피복재에 화학성분 Y함량의 중량%를 나타낸다.

Description

고강도 Cr-Mo강용 저수소계 피복 아크 용접봉

제1a도는 링 균열시험을 위해 용접금속으로부터 원통형 시편을 샘플링하기 위한 부분과 방향을 도시하는 개략 단면도이고,

제1b도 및 제1c도는 원통형 시편의 형태를 도시하는 측면도 및 단면도이고,

제1d도는 단면도의 노치부를 도시하는 확대단면도이고,

제1e도는 원통형 시편을 사용하는 링 균열시험법을 도시하는 개략단면도이다.

[발명의 배경]

[발명의 분야]

본 발명은 고강도 Cr-Mo강용 저수소계 피복 아크 용접봉에 관한 것이며, 고온 및/또는 고압용기의 용접에 사용되고, 용접금속에 뛰어난 기계적 성질을 부여하여 냉간균열 및 재열균열을 방지한다.

[관련분야의 설명]

2.25Cr-1Mo강 및 3Cr-1Mo강과 같은 강판재료는 정유 탈황기와 석탄액화용 압력용기에 사용되고 있다. 그러한 플랜트는 장치규모와 증가된 효율의 경제성에 기인하여 고온 및/또는 고압에서 조작이 실행되고 있다. 장치가 종래 강재료로 건조될때 장치의 플레이트 두께는 극도로 증가되어야 하고 플레이트는 경우에 따라서 수소공격에 의해 열화된다. 따라서, 그러한 장치의 설계를 달성하기 위하여 2.25Cr-1Mo강과 3Cr-1Mo강 대신에 새로운 재료가 요구된다. 또한 발전기용 보일러에서, 발전효율을 개선하기 위하여 고강도 Cr-Mo강의 개발이 요구된다. 그러한 요구를 충족시키는 강재료와 용접재료는 개발중이며 그러한 재료의 일부는 이용되고 있다. 예를들면, 일본 특개소 제62-137196호는 뛰어난 저온인성(靭性)을 가지며 고강도 용접금속을 제공하는 피복 아크 용접봉을 개시하였다.

강도와 인성의 개선은 용접금속내 산소함량을 억제하고 강제적으로 Nb과 V을 첨가함으로써 달성된다. 또한, 일본 특공평 제5-5599호는 용접금속의 크리프 파괴강도를 향상시킨 피복 아크 용접봉을 개시하였다. C, Mn 및 Ni함량은 제한되고 성분은 용접금속으로의 항복의 관점에서 조정되어 고온 성질을 개선한다.

그러한, 그러한 선행기술에서, 저온인성과 고온강도가 뛰어나다고 해도 용접결함이 쉽게 일어난다. 용접공정은 용접금속의 뛰어난 기계적 성질 뿐만 아니라 가능한 한 많이 용접결함을 감소시켜야 한다. 선행기술은 기계적 성질의 개선에 관한 것이며, 감소된 용접결함은 비실용적이다. 특히, 고강도 Cr-Mo강에서, 냉간균열은 그 고강도때문에 쉽게 일어날 수 있으며 재열균열도 그 성분때문에 쉽게 일어날 것이다.

[발명의 개요]

본 발명의 목적은 고강도 Cr-Mo강용 저수소계 피복 아크 용접봉을 제공하는 것이며, 용접금속에 뛰어난 기계적 성질을 부여하여 냉간균열 및 재열균열을 방지한다.

심선과 피복재로 이루어진 본 발명에 따른 고강도 Cr-Mo강용 저수소계 피복 아크 용접봉을 피복 아크 용접봉내 성분의 함량이 하기 상호관계를 만족시킨다는 것을 특징으로 한다:

[Si]_w+K×[Si]_f: 0.35 내지 2.4중량%,

[Mn]_w+K×[Mn]_f: 0.5 내지 2.0중량%,

[Cr]_w+K×[Cr]_f: 2.0 내지 4.0중량%,

[Mo]_w+K×[Mo]_f: 0.01 내지 1.5중량%,

[V]_w+K×[V]_f: 0.15 내지 0.60중량%, 및

[C]_w+K×[C]_f: 0.15중량% 이하;

피복 아크 용접봉은(Ti, TiO₂, Zr, 및 Hf), (Nb 및 Ta), Ni, Co, W, 및 (B 및 B₂O₃)로 구성된 군으로 부터 선택되는 적어도 하나의 성분군은 더 함유하며, 다음 상호관계를 만족시킨다:

[Ti]_w+[Zr]_w+[Hf]_w+K×([Ti]_f+0.02×[TiO₂]_f+[Zr]_f+[HF]_f) : 0.005 내지 0.500중량%

[Nb]_w+[Ta]_w+K×([Nb]_f+[Ta]_f) : 0.005 내지 0.200중량%

[Ni]_w+K×[Ni]_f: 0.10 내지 1.00중량%,

[Co]_w+K×[Co]_f: 0.10 내지 1.00중량%,

[W]_w+K×[W]_f: 0.10 내지 2.50중량%, 및

[B]_w+K×([B]_f+0.12×[B₂O₃]_f) : 0.002 내지 0.1중량%;

상기식에서 [X]_w는 심선의 총중량에 대한 심선내 화학성분 X함량의 중량%를 나타내며, [Y]_f는 피복재의 총중량에 대한 피복재내 화학성분 Y함량의 중량%를 나타내며, K는 t/(1-t)이고 여기서 t는 단위길이당 용접봉에 대한 피복재의 중량비를 나타내는 피복률이고;

전체 용접봉내 함수율은 50 내지 600중량ppm으로 조절되고,

다음 등식으로 나타내는 피복재의 염기도 BL은 2.0 내지 8.0으로 조절되고;

(BL=([CaO]_f+[MgO]_f+[BaO]_f+[CaF₂]_f+[Na₂O]_f+[K₂O]_f+0.5×([FeO]_f+[MnO]_f))/([SiO₂]_f+0.5×([Al₂O₃]_f+[TiO₂]_f+[ZrO₂]_f))),

P, S, N, Al 및 Mg함량은 다음과 같이 조절된다:

[P]_w+K×[P]_f: 0.015중량% 이하,

[S]_w+K×[S]_f: 0.010중량% 이하,

[N]_w+K×[N]_f: 0.015중량% 이하,

[Al]_w+K×[Al]_f: 0.30중량% 이하, 및

[Mg]_w+K×[Mg]_f: 0.50중량% 이하.

[바람직한 구체예의 상세한 설명]

일반적으로 냉간균열은 확산성 수소함량, 잔류인장응력, 및 경화된 미세조직에 의해 야기된다. 본 발명에서 의도하는 고강도 Cr-Mo강은 종래 CR-Mo강과 비교하였을때 더 많은 종류의 합금원소를 함유하기 때문에 더 경화된 미세조직이 쉽게 형성되므로 잔류응력이 쉽게 증가한다. 선행 용접재에 해당하는 기술에서 냉간균열의 확률은 균열방지에 대한 다루기 힘든 용접공정제어로 증가될 것이다.

본 발명자들은 전체 용접봉내 함수율이 600중량ppm이하로 조절될때 냉간균열을 야기시키는 확산성 수소함량이 효과적으로 감소될 수 있다는 것을 발견하였다.

저수소계 용접봉은 그러한 강을 포함하여 저합금강에 사용되며 용접재의 어떤 표준은 함수율을 기재한다.

예를들면, 용접봉의 피복재의 함수율은 Standards of American Welding Society의 AWS A5.5에 규정되어 있다. 그러나 표준은 피복재의 함수율만을 규정하고 예를들어, 심선에 함유된 수소와 심선의 표면에 잔류하는 수소와 같은 수소원은 규정되어 있지 않다. 또한, 표준은 본 발명에서 의도하는 고강도 Cr-Mo강 이외의 피복용접재이므로 표준에 명시된 값은 이러한 Cr-Mo강에 적용될 수 없다.

따라서, 본 발명은 전체 피복 아크 용접봉의 수소원에 관하여 고강도 Cr-Mo강에 적당한 수소함량을 조절함으로써 냉간-균열을 방지하는 것을 의도한다.

본 발명에서 의도하는 고강도 Cr-Mo강에서, 여러가지 고온특성이 주로 바나듐을 함유하는 합금을 선행기술 강에 첨가시킴으로써 개선된다. 용접이 그러한 강을 사용하여 실행될때, 용접공정은 선행기술강과 비교하였을때 성분과 강도성질에 따라서 명확히 조절해야 한다. 본 발명은 용접공정제어를 간단하게 할 수 있으며 더 뛰어난 용접결합을 얻을 수 있다.

또한 본 발명은 다른 문제점, 즉 재열균열을 방지하는 방법을 연구하였다.

재열균열은 결정립계강도가 용접금속내 결정내부의 카바이드 석출에 기인하여 비교적 감소되는 위치로 잔류응력의 효과에 의하여 일어난다. 용접금속의 결정립계에 석출되는 인(P)함량을 감소시키고 감소된 결정립계 강도를 야기시킴으로써 재열균열을 방지하는 것이 효과적이다. 따라서, 결정립계의 강도를 향상시키고 결정립계의 면적을 미세조직을 정련함으로써 증가시켜서 단위면적에 적용되는 응력을 분산시킨다. 본 발명은 피복재의 염기도를 제어하고 따라서 현 오스테나이트 결정립계내에 베이나이트(부분적으로 페라이트)미세조직을 석출시킴으로써 결정립계의 면적을 증가시키려고 한다.

심선과 피복재 양쪽 또는 어느 한쪽에 함유된 성분과 조성물의 한정이유를 이제 설명하며, [X]_w는 심선내 화학성분 X함량의 중량%을 나타내며, [Y]_f는 피복재내 화학성분 Y함량의 중량%를 나타내며, K는 t/(1-t)이고 여기서 t는 단위길이당 용접봉에 대한 피복재의 중량비를 나타내는 피복률이다.

[C]_w+K×[C]_f: 0.15중량% 이하

탄소(C)는 융접금속의 강도를 확실히 하는데 필수적이지만, [C]_w+K×[C]_f가 0.15중량%를 초과하면, 강도가 과도하게 증가되어 인성, 냉간균열저항 및 재열균열저항의 감소를 가져오게 된다. 따라서, [C]_w+K×[C]_f는 0.15중량%, 바람직하게는 0.02 내지 0.15중량%로 결정된다.

[Si]_w+K×[Si]_f: 0.35 내지 2.4중량%

[Si]_w+K×[Si]_f가 0.35중량% 미만일때, 불충분한 탈산에 기인하여 구형 결함이 용융금속내에 쉽게 형성된다. 또한, 용융금속의 습윤성은 감소되어 오목 비드를 쉽게 형성한다. 반면에 [Si]_w+K×[Si]_f가 2.4중량%를 초과하면, 강도는 과도하게 증가되어 인성감소를 가져온다. 그러므로, [Si]_w+K×[Si]_f는 0.35 내지 2.4중량%로 결정된다.

[Mn]_w+K×[Mn]_f: 0.5 내지 2.0중량%

[Mn]_w+K×[Mn]_f가 0.5중량% 미만일때, 그 경화성은 감소되고 용접금속내 미세조직은 거칠게 되어 인성감소를 가져온다. 반면에 [Mn]_w+K×[Mn]_f가 2.0중량%를 초과하게 되면, 강도가 과도하게 증가되어 인성감소를 가져온다. 그러므로, [Mn]_w+K×[Mn]_f는 0.5 내지 2.0중량%로 결정된다.

[Cr]_w+K×[Cr]_f: 2.0 내지 4.0중량%

크롬(Cr)은 본 발명에 따른 고온고압용기에 사용되는 Cr-Mo강의 열안정성 및 내산화성을 개선하기 위한 필수성분이다. Cr은 그러한 Cr-Mo강에 대한 표준과 동일한 양으로 심선과 피복재중 적어도 하나에 포함되어야 한다. 그러므로, [Cr]_w+K×[Cr]_f는 적어도 2.0중량%를 함유한다. 반면에, [Cr]_w+K×[Cr]_f가 4.0중량%를 초과하면, Cr-Mo강 매트릭스와의 정합이 열화된다. 그러므로 [Cr]_w+K×[Cr]_f는 2.0 내지 4.0중량%로 결정된다.

[Mo]_w+K×[Mo]_f: 0.01 내지 1.5중량%

[Mo]_w+K×[Mo]_f가 0.01중량% 미만일때, 강도는 고온에서 감소된다. 반면에 [Mo]_w+K×[Mo]_f가 1.5중량%를 초과할때, 강도는 증가되어 냉간균열이 쉽게 일어난다. 그러므로 [Mo]_w+K×[Mo]_f는 0.01 내지 1.5중량%로 결정된다.

[V]_w+K×[V]_f: 0.15 내지 0.60중량%

바나듐(V)은 용접금속내 미세 카바이드를 석출시켜서 고온에서 용접금속의 강도를 향상시킨다. [V]_w+K×[V]_f가 0.15중량% 미만일때, 석출경화는 충분하게 실행되지 않는다. 반면에, [V]_w+K×[V]_f가 0.60중량%를 초과하면, 대량의 카바이드가 석출하고 따라서 냉간균열이 쉽게 일어난다. 그러므로, [V]_w+K×[V]_f는 0.15 내지 0.60중량%로 결정된다.

다음에, 심선과 피복재의 어느 한쪽 또는 양쪽에 첨가되는 성분과 조성물의 한정이유를 설명한다. 다음 성분은 후술되는 바의 조건중에서 적어도 하나를 충족시키도록 첨가될 수 있다:

티타늄(Ti), 지르코늄(Zr) 및 하프늄(Hf)은 주기율표의 4A족에 속하며 유사한 효과를 가진다. 그러한 원소의 산화물은 용접금속의 응고공정에서 용접금속의 미세금속을 정제하기 위한 핵형성 부위로 작용한다. [Ti]_w+[Zr]_w+[Hf]_w+K×([Ti]_f+0.02×[TiO₂]_f+[Zr]_f+[Hf]_f)가 0.005중량% 미만이라면 용접금속을 정제하기 위한 효율은 감소된 핵형성 부위에 기인하여 감소된다. 반면에, [Ti]_w+[Zr]_w+[Hf]_w+K×([Ti]_f+0.02×[TiO₂]_f+[Zr]_f+[Hf]_f)가 0.500중량%를 초과한다면, 재열균열이 증가된 강도에 기인하여 쉽게 일어난다. 그러므로, [Ti]_w+[Zr]_w+[Hf]_w+K×([Ti]_f+0.02×[TiO₂]_f+[Zr]_f+[Hf]_f)는 0.005 내지 0.500중량%로 결정된다.

[Nb]_w+[Ta]_w+K×([Nb]_f+[Ta]_f) : 0.005 내지 0.200중량%

니오븀(Nb)과 탄탈륨(Ta)은 주기율표의 5A족에 속하며 용접금속내 카바이드 형성에 기초하여 강화된 석출로 인하여 고온에서 용접금속의 강도를 향상시킨다.

[Nb]_w+[Ta]_w+K×([Nb]_f+[Ta]_f)가 0.005중량% 미만일때, 카바이드는 충분히 형성되지 않으며, 그러한 효과를 감소시킨다. 반면에 [Nb]_w+[Ta]_w+K×([Nb]_f+[Ta]_f)가 0.200중량%를 초과한다면, 재열균열이 과도한 카바이드 석출로 인하여 쉽게 일어난다. 그러므로, [Nb]_w+[Ta]_w+K×([Nb]_f+[Ta]_f)는 0.005 내지 0.200중량%로 결정된다.

[Ni]_w+K×[Ni]_f: 0.10 내지 1.00중량%

니켈(Ni)은 용접금속의 인성을 개선한다. [Ni]_w+K×[Ni]_f가 0.10중량% 미만일때, 그러한 효과는 열화된다. 반면에 [Ni]_w+K×[Ni]_f가 1.00중량%를 초과할 때, 크리프 파괴강도는 감소되므로 고온에서의 용도는 부적당하다. 그러므로, [Ni]_w+K×[Ni]_f는 0.10 내지 1.00중량%로 결정된다.

[Co]_w+K×[Co]_f: 0.10 내지 1.00중량% 또는 [W]_w+K×[W]_f: 0.10 내지 2.50중량%

코발트(Co)와 텅스텐(W)은 용접금속의 고온단기강도와 크리프 파괴강도를 개선한다.

[Co]_w+K×[Co]_f또는 [W]_w+K×[W]_f가 코발트 또는 텅스텐 첨가에서 0.10중량% 미만일때, 그러한 강도는 충분히 증가될 수 없다. 반면에, [Co]_w+K×[Co]_f가 1.00중량%를 초과하거나 또는 [W]_w+K×[W]_f가 2.50중량%를 초과한다면, 냉간균열이 용접 금속에서 쉽게 일어난다. 그러므로, [Co]_w+K×[Co]_f는 코발트가 첨가될때 0.10 내지 1.00중량%로 결정되고, 또는 텅스텐이 첨가될때 [W]_w+K×[W]_f는 0.10 내지 2.50중량%로 결정된다.

[B]_w+K×([B]_f+0.12×[B₂O₃]_f) : 0.002 내지 0.1중량%

붕소(B)는 용접금속의 인성을 개선한다. [B]_w+K×([B]_f+0.12×[B₂O₃]_f)가 0.002중량% 미만일때, 그 개선은 달성될 수 없다. 반면에, [B]_w+K×([B]_f+0.12×[B₂O₃]_f)가 0.1중량%를 초과한다면, 재열균열이 일어난다. 그러므로, [B]_w+K×([B]_f+0.12×[B₂O₃]_f)는 0.002 내지 0.1중량%로 결정된다. 피복재내 B₂O₃는 용접재료내 B(단일물질)로서 환원에 의해 남아있기 때문에, B₂O₃는 그러한 환원을 고려하여 인자 0.12를 곱한다.

다음은 심선과 피복재의 어느 한쪽 또는 양쪽에 포함된 불순물의 조성물의 한정이유이다.

[P]_w+K×[P]_f: 0.015중량% 이하

[P]_w+K×[P]_f가 0.015중량%를 초과할때, 인(P)은 용접금속의 결정립계에서 석출하여 강도를 감소시키므로, 템퍼 취화와 재열균열이 쉽게 일어난다. 그러므로 [P]_w+K×[P]_f는 0.015중량% 이하로 한정된다.

[S]_w+K×[S]_f: 0.010중량% 이하

[S]_w+K×[S]_f가 0.010중량%를 초과한다면, 열간균열이 일어나고 인성이 감소된다. 그러므로, [S]_w+K×[S]_f는 0.010중량% 이하로 한정된다.

[N]_w+K×[N]_f: 0.015중량% 이하

질소(N)는 용접금속의 인성을 감소시키는 원소이다. 질소가 용접금속에 과도하게 포함될때, 그것은 완전히 용해될 수 없으므로 구형결함을 형성할 것이다.

또한, 그것은 고강도 Cr-Mo강의 크리프 파괴강도의 감소를 야기시킨다.

[N]_w+K×[N]_f가 0.015중량%를 초과한다면, 이들 효과는 현저하게 나타난다.

그러므로 [N]_w+K×[N]_f는 0.015중량% 이하로 한정된다.

[Al]_w+K×[Al]_f: 0.30중량% 이하, 및 [Mg]_w+K×[Mg]_f: 0.50중량% 이하

알루미늄(Al)과 마그네슘(Mg)은 강한 탈산제로서 작용하지만, 그것이 용접금속에 포함된다면 용접작업성을 상당히 감소시킨다. 그러므로, [Al]_w+K×[Al]_f는 0.30중량% 이하로 한정되고 [Mg]_w+K×[Mg]_f는 0.50중량% 이하로 한정된다.

본 발명에서 부차적인 불순물은 상기 언급된 원소뿐만 아니라 As, Sb, Sn등을 포함한다. 이들 부차적인 불순물은 다음과 같이 한정되는 것이 바람직하다: [As]_w+K×[As]_f에 대하여 0.010중량%이하, [Sb]_w+K×[Sb]_f에 대하여 0.010중량% 이하, 및 [Sn]_w+K×[Sn]_f에 대하여 0.010중량%.

전체 용접봉내 함수율 : 50 내지 600중량ppm

용접금속의 냉간균열을 상술한 바와 같이 용접금속내 함수율을 감소시킴으로써 방지할 수 있다. 전체 용접봉내 함수율이 600중량ppm을 초과한다면, 용접금속의 냉간균열은 쉽게 일어난다. 반면에, 전체 용접봉내 함수율이 50중량ppm 미만이라면, 감소된 용접 작업성으로 인해 실용될 수 없다. 그러므로, 전체 용접봉내 함수율은 50 내지 600중량ppm으로 결정된다. 또한 피복 아크 용접봉내 수소원은 심선의 표면에 부착된 잔류물질과 심선내 잔류수소, 그외에 피복재내 물과 피복재 원료에 포함된 결정수를 포함한다. 그러므로, 전체 용접봉내 함수율은 물로 전환된 모든 수소를 포함하여 물의 총량을 나타낸다.

염기도 BL : 2.0 내지 8.0

상술된 바와 같이, 용접금속의 재열균열은 후술되는 식(1)으로 나타낸 염기로 BL을 적당히 제어함으로서 방지될 수 있다. 염기도 BL이 8.0을 초과한다면, 재열균열은 효과적으로 방지될 수 없다. 반면에, 염기도가 2.0미만이라면, 용접금속의 인성은 감소하다. 그러므로 염기도는 2.0 내지 8.0으로 결정된다.

용접금속내 산소함량은 그러한 경우에서 200 내지 500중량ppm이기 때문에, 용접금속의 인성은 뛰어나며 재열균열은 방지될 수 있다. 후술된 식(1)에서, 카보네이트는 각기 산화물로 결정되며, 예를들면, CaCO₃는 CaO로 전환되고 BaCO₃는 BaO로 전환된다.

BL=([CaO]_f+[MgO]_f+[BaO]_f+[CaF₂]_f+[Na₂O]_f+[K₂O]_f+0.5×([FeO]_f+[MnO]_f))/([SiO₂]_f+0.5×([Al₂O₃]_f+[TiO₂]_f+[ZrO₂]_f)) (1)

또한, 플럭스는 염기도 계산에 사용되는 화합물 이외에 예컨대 플루오르화물, 예를들면 BaF₂와 NaF, 카보네이트, 예를들면 SrCO₃와 Li₂CO₃, 다른 슬래그 형성제 및 아크안정화제를 함유한다.

[실시예]

본 발명에 따른 고강도 Cr-Mo강용 저수소계 피복 아크 용접봉을 실시예 뿐만 아니라 비교예를 참고로 설명한다.

각기 심선 직경이 4.0mm인 피복 아크 용접봉을 하기 표 1 및 2에 나타낸 화학소성(나머지는 철과 부차적인 불순물이다)을 갖는 심선과 하기 표 3 내지 7에 나타낸 화학 조성을 가진 피복재를 포함하여 제조하였다. 표 1 내지 7에 나타낸 심선과 피복재의 화학성분의 함량을 본 발명에 따른 화학조성을 명시하는데 사용된 식에 적용하였다. 모든 값이 본 발명내에 있는 용접봉을 실시예에서 다루었으며 적어도 하나의 값이 본 발명 밖에 있는 것은 비교예에서 다루었다. 이들 샘플을 사용하여 강판을 용접하였다. 성분들의 계산치 함량은 하기 표 8 내지 13에 나타낸다. 상기 X의 계산치 함량은 이들 표에서 [X]_w+K×[X]_f로 나타내지만 티타늄(Ti)에 대해서는 [Ti]_w+K×([Ti]_f+0.02×[TiO₂]_f)이고 붕소(B)에 대해서는 [B]_w+K×([B]_f+0.12×[B₂O₃]_f)이다. 용접 시편으로서, 50mm 두께 JIS G4110 SCMQ4V 강판을 JIS Z 3223에 기초한 용접 조건하에 용접하였다(몰리브덴강 및 크롬-몰리브덴강 피복 용접봉).

생성된 용접금속은 여러가지 기계적 시험, 냉간균열 및 재열균열시험과 용접작업성 평가를 행하였다. 기계적 시험으로서 전체 용접인장시험과 샤르피 충격시험을 JIS Z 3111(전착금속에 대한 인장 및 충격시험방법)에 의거하여 실행하였다.

690℃에서 10시간동안 PWHT후의 시편을 전체 용접인장시험에 사용하였으며, PWHT에 이어서 단계 냉각 열처리후의 시편을 충격시험에 사용하였다. 냉간 균열시험을 250℃의 예비가열온도, 30℃에서의 80% 상대습도 분위기, 및 0.8의(전극봉의) 속도비 조건하에서 JIS Z 3157(U-홈 용접균열시험방법)에 의거하여 실행하였다.

재열균열은 'Study on Stress Relief Cracking in Heat Affected Zone (Report 2)' (Na-iki et al., Journa) of the Japan Welding Society, vol. 33, No. 9 (1964), page 718)을 참조하여 링 균열시험에 의해 평가하였다.

링 균열시험을 위한 원통형 시편의 샘플링 방법, 형태 및 시험방법을 설명한다.

제1a도는 링 균열시험을 위해 용접금속으로부터 원통형 시편을 샘플링하기 위한 부분과 방향을 도시하는 개략 단면도이고, 제1b도 및 제1c도는 원통형 시편의 형태를 도시하는 측면도 및 단면도이고, 제1d도는 단면도의 노치부를 도시하는 확대단면도이고, 제1e도는 원통형 시편을 사용하는 링균열 시험법을 도시하는 개략 단면도이다.

제1a도에 도시된 바와 같이, 노치와 슬릿을 갖춘 원통형 시편(4)을 용접 시험 플레이트(1)와 받침쇠(2)의 홈면에 형성된 용접금속(3)의 최종비드의 상부로부터 샘플링 하였으며, 여기서 샘플링은 제1c도에 도시된 바와 같이, 노치(5)가 용접금속(3)의 열에 영향받지 않는 영역의 상부에 위치되고 슬릿(6)이 하부에 위치되도록 실행하였다.

얻어진 원통형 시편(4)은 제1b도에 도시된 바와 같이 세로길이가 20mm이고, 외경이 10mm이고 내경이 5mm이다. 또한 원통형 시편(4)은 제1c도에 도시된 바와 같이, 종방향을 따라 내부공극을 항하여 0.5mm 폭 슬릿을 가지며 종방향을 따른 슬릿에 대향하는 외부면에 노치(5)를 갖춘다.

노치(5)는 제1c도의 노치부(A)의 확대도인 제1d도에 도시된 바와 같이, 0.5mm의 깊이, 0.4mm의 폭, 및 저부에서 곡률반경이 0.2mm인 U자형 홈을 가진다.

그러한 시편을 링 균열시험에 사용하였다.

링 균열시험을 제1e도에 도시된 방법에 따라 실행하였다: 화살표를 따라서 굽힘 응력을 원통형 시편(4)에 가하고; 시편(4)의 슬릿(6)을 충전 금속없이 TIG 아크용접을 행하고; U자형 홈의 저부에 인장응력을 유지하면서 시편을 625℃에서 10시간동안 가열하고; 링 균열을 노치(5) 저부에 형성된 균열에 의해 평가하였다. 결과는 하기 표 14 및 15에 나타낸다. 표 14 및 15의 함수율은 350℃에서 1시간동안 샘플을 건조시킨후 측정된 값을 나타낸다. 기계적 시험의 평가표준에 관하여 550℃에서 1,000시간 동안 200N/㎟의 크리프 파괴강도와 100J 이상의 샤르피 충격시험치를 "검사필"로 하였다. 냉간 균열 재열 균열에 관하여 균열이 없으면 "양호"로, 균열이 있으면 "불량"으로 평가하였다.

[표 1]

[표 2]

[표 3]

[표 4]

[표 5]

[표 6]

[표 7]

[표 8]

[표 9]

[표 10]

[표 11]

[표 12]

[표 13]

[표 14]

[표 15]

표 8 내지 15는 본 발명의 범위내의 계산치 함량을 가진 실시예 1 내지 10이 기계적 시험, 균열시험 및 용접작업성에서 뛰어난 결과를 나타냄을 보여준다.

대조적으로, 비교예 11 및 12에서 냉간균열은 충격치 감소로 나타났는데, 왜냐하면 Mo 또는 Cr 함량이 본 발명의 범위의 상한을 초과하였기 때문이다. 비교예 13에서, 용접금속의 냉간균열 뿐만아니라 재열균열은 P함량이 본 발명의 범위의 상한을 초과하였기 때문인 것으로 밝혀졌다. 비교예 14에서 강도가 과도하게 증가하여 충격치를 감소시켰는데, 왜냐하면 Si 및 Mn함량이 본 발명의 범위의 상한을 초과하였기 때문이었다. 비교예 15에서, 작업성은 Si함량이 본 발명의 범위의 하한보다 적었기 때문에 불충분하였다.

비교예 16에서, Mn함량이 본 발명의 범위의 하한보다 적었기 때문에 불충한 탈산에 기인하여 덜좋은 작업성과 함께 인성이 감소하였다. 비교예 17에서, S함량이 본 발명의 범위의 상한을 초과하였기 때문에 충격치가 감소하였고, Ni함량이 본 발명의 범위의 상한을 초과하였기 때문에 크리프 강도가 상당히 감소하였다.

비교예 18에서, Cr 및 함량이 본 발명의 범위의 하한보다 적고 Cr함량이 낮기 때문에 용접시험 플레이트와의 정합이 손실되었고 크리프 강도가 저 V함량으로 인하여 감소되었다.

비교예 19에서, Mo함량이 본 발명의 범위의 하한보다 적었기 때문에 크리프 강도가 충분하지 못하였다. 비교예 20에서, V함량이 본 발명의 범위의 상한을 초과하였기 때문에 충격치가 상당히 감소하였을 뿐만 아니라 냉간균열이 형성되었다.

비교예 21에서 Nb 및 Ta의 총함량과 W함량이 본 발명의 범위의 상한을 초과하였기 때문에 냉간균열과 재열균열이 발견되었다. 또한, 강도는 극도로 높아져서 상당한 인성감소를 야기시켰다. 비교예 22에서, Zr 및 Hf의 총함량이 본 발명의 범위의 상한을 초과하였기 때문에 재열균열이 발견되었다.

비교예 23에서 Co함량이 본 발명의 범위의 상한을 초과하였기 때문에 강도가 증가하여 냉간균열을 야기시켰다. 비교예 24에서 B함량이 본 발명의 범위의 상한을 초과하였기 때문에 재열균열이 발견되었다. 비교예 25에서 N함량이 본 발명의 범위의 상한을 초과하였기 때문에 구형 결함이 용접금속에서 일어났다.

비교예 26 및 27에서 Al 또는 Mg함량이 본 발명의 범위의 상한을 초과하였기 때문에 작업성은 상당히 감소되었다. 비교예 28에서 염기도 BL이 본 발명의 범위의 상한을 초과하였기 때문에 재열균열이 발견되었다. 비교예 29에서 염기도 BL이 본 발명의 범위의 하한보다 적었기 때문에 충격치가 감소하였다.

비교예 30 및 31에서, 실시예 1과 동일한 심선과 피복재를 사용하였지만 함수율은 심선의 표면상태와 용접봉의 건조조건을 변화시킴으로써 조정하였다.

비교예 30에서, 전체 용접봉내 함수율이 본 발명의 범위의 하한보다 적었기 때문에 작업성이 감소하였다. 비교예 31에서, 전체 용접봉의 함수율이 본 발명의 범위의 상한을 초과하였기 때문에 냉간균열이 발견되었다.

기계적 시험과 균열 시험은 작업성이 불충분하거나 구형결함이 일어난 비교예 15, 25 내지 27 및 30에 대해서는 실행하지 않았다.

상술된 바와 같이, 본 발명에 따라서 심선과 피복재내 성분의 함량을 적당히 조절하고 피복재의 염기도 BL과 전체 용접봉의 함수율을 한정하였다. 따라서, 용접금속의 뛰어난 기계적 성질을 나타내고 냉간균열 및 재열균열을 방지하는 고강도 Cr-Mo강용 저수소계 피복 아크 용접봉이 얻어질 수 있다.

Claims

심선과 피복재로 이루어진 고강도 Cr-Mo강용 저수소계 피복 아크 용접봉에 있어서, 상기 피복 아크 용접봉내 성분의 함량이 다음 상호관계:

[Si]_w+K×[Si]_f: 0.35 내지 2.4중량%,

[Mn]_w+K×[Mn]_f: 0.5 내지 2.0중량%,

[Cr]_w+K×[Cr]_f: 2.0 내지 4.0중량%,

[Mo]_w+K×[Mo]_f: 0.01 내지 1.5중량%,

[V]_w+K×[V]_f: 0.15 내지 0.60중량%, 및

[C]_w+K×[C]_f: 0.15중량% 이하

를 만족시키고;

상기 피복 아크 용접봉은(Ti, TiO₂, Zr, 및 Hf), (Nb 및 Ta), Ni, Co, 및 (B 및 B₂O₃)로 구성된 군 또는 (Ti, TiO₂, Zr 및 Hf), (Nb 및 Ta), Ni, W 및 (B 및 B₂O₃)로 구성된 군으로 부터 선택되는 적어도 하나의 성분군을 더 함유하며, 다음 상호관계:

[Ti]_w+[Zr]_w+[Hf]_w+K×([Ti]_f+0.02×[TiO₂]_f+[Zr]_f+[HF]_f) : 0.005 내지 0.500중량%

[Nb]_w+[Ta]_w+K×([Nb]_f+[Ta]_f) : 0.005 내지 0.200중량%

[Ni]_w+K×[Ni]_f: 0.10 내지 1.00중량%,

[Co]_w+K×[Co]_f: 0.10 내지 1.00중량%,

[W]_w+K×[W]_f: 0.10 내지 2.50중량%, 및

[B]_w+K×([B]_f+0.12×[B₂O₃]_f) : 0.002 내지 0.1중량%

를 만족시키며;

상기식에서 [X]_w는 심선의 총중량에 대한 심선내 화학성분 X함량의 중량%를 나타내며, [Y]_f는 피복재의 총중량에 대한 피복재내 화학성분 Y함량의 중량%를 나타내며, K는 t/(1-t)이고 여기서 t는 단위길이당 용접봉에 대한 피복재의 중량비를 나타내는 피복률이고; 및

전체 용접봉내 함수율은 50 내지 600중량ppm으로 조절되고,

다음 등식으로 나타내는 피복재의 염기도 BL은 2.0 내지 8.0으로 조절되고;

(BL=([CaO]_f+[MgO]_f+[BaO]_f+[CaF₂]_f+[Na₂O]_f+[K₂O]_f+0.5×([FeO]_f+[MnO]_f))/([SiO₂]_f+0.5×([Al₂O₃]_f+[TiO₂]_f+[ZrO₂]_f))),

P, S, N, Al 및 Mg함량은

[P]_w+K×[P]_f: 0.015중량% 이하,

[S]_w+K×[S]_f: 0.010중량% 이하,

[N]_w+K×[N]_f: 0.015중량% 이하,

[Al]_w+K×[Al]_f: 0.30중량% 이하, 및

[Mg]_w+K×[Mg]_f: 0.50중량% 이하

로 조절되는 것을 특징으로 하는 저수소계 피복 아크 용접봉.