KR100934058B1

KR100934058B1 - 내취성파괴 균열 전파 정지 특성이 우수한 ｔ형 용접 이음구조

Info

Publication number: KR100934058B1
Application number: KR1020070133250A
Authority: KR
Inventors: 나오히로 후루가와; 에이이치 다무라
Original assignee: 가부시키가이샤 고베 세이코쇼
Priority date: 2007-03-05
Filing date: 2007-12-18
Publication date: 2009-12-24
Also published as: KR20080081802A; CN101260899A; JP2008212992A; CN100595443C

Abstract

본 발명의 T형 용접 이음 구조는, 고강도 강판을 맞대기 용접한 수직 부재와, 고강도 강판을 맞대기 용접한 수평 부재를 용접에 의해 접합하여 이루어지는 T형 용접 이음 구조로서, 상기 수직 부재의 용접선의 T형 용접 이음 구조 연장설치 방향 위치와, 상기 수평 부재의 용접선의 그것을 일치시키지 않는 구조로 하고, 또한 상기 수평 부재를 구성하는 고강도 강판은 하기 (1) 및 (2)의 특성을 만족하는 것이다.

(1) 어레스트 특성을 나타내는 Kca값이 -10℃에서 7000N/mm³ ^/2 이상이고,

(2) 판 두께 방향 1/2부의 -100℃에서의 평균 샤르피 흡수에너지값이 70J 이상이다.

이러한 구성에 의해, 만일 대입열 용접부에서 취성파괴가 발생한 경우에도, 확실하게 취성균열의 전파를 방해할 수 있다.

Description

내취성파괴 균열 전파 정지 특성이 우수한 Ｔ형 용접 이음 구조{T-TYPE WELDING JOINT STRUCTURE HAVING SUPERIOR BRITTLE RESISTANCE DESTRUCTION CRACKING PROPAGATION SUSPENSION PROPERTY}

본 발명은 대입열 용접부에 발생한 취성균열의 전파를 최대한 방지할 수 있는 T형 용접 이음 구조에 관한 것이다. 본 발명의 T형 용접 이음 구조는 조선, 해양 구조물, 저온 탱크, 라인 파이프, 토목·건축 구조물 등, T형 용접 이음 구조가 채용되는 여러 분야에서 적용할 수 있는 것이지만, 이하에서는 대표적인 예로서, 대형 컨테이너선이나 벌크 캐리어 등의 상갑판 부근의 종통(縱通) 부재를 들어 설명한다.

대형 컨테이너선이나 벌크 캐리어에서는, 취성파괴 발생을 고려한 경우, 일반적으로는 갑판 부근의 종통 부재에서 실시되는 대입열 용접시에서의 용접결함을 기점으로 한 피로균열이 진전되어, 어느 단계에서 취성파괴에 이르는 것으로 생각되고 있다.

이러한 점에서, 만일 대입열 용접부에서 취성파괴가 발생한 경우에도, 취성균열의 진전을 정지시키는 것이 필요하게 되었다. 이러한 사태에 대한 대응책으로서는, 종통 부재나 상갑판의 소재로서, 균열진전 정지 특성(이하, 「어레스트 특성」이라고 부름)이 우수한 강판을 사용하는 것이 유효한 것으로 되어 있었다.

그렇지만, 어레스트 특성이 우수한 강판을 사용한 경우이더라도, 특히 판 두께(예를 들면 50mm 초과)가 두꺼운 강판을 소재로서 사용했을 때에는, 종통 부재에서 발생한 취성균열은 정지되지 않고, 상갑판까지 진전될 가능성이 있는 것이 최근의 연구에서 밝혀졌다.

도 1은, 대형 컨테이너선의 횡단면 구조를 도시하는 개략 설명도로, 도면 중 1은 상갑판, 2는 종통 부재를 각각 나타내고 있다. 이러한 구성에서, 상갑판(1)(수평 부재)과 종통 부재(2)(수직 부재)는 T형 용접 이음 구조가 구축되는 것인데, 종통 부재(2)에 발생한 취성균열이 상갑판까지 진전되게 된다. 이 때문에, 종통 부재(2)에서 발생한 균열의 진전을 확실하고 또한 안정적으로 정지시켜, 상갑판(1)에 도달하지 않도록 하는 기술이 요망되고 있는 것이 실상이다.

취성균열의 진전을 억제하기 위하여, 지금까지 여러 기술이 제안되었다. 예컨대 일본 특허공개 2006-131056호 공보에는, 갑판의 소재로서, 어레스트 특성을 나타내는 Kca값이 -10℃에서 4000N/mm³ ^/2 이상인 강판을 사용하는 것이 제안되어 있다. 그렇지만, 상기한 바와 같이, 어레스트 특성이 우수한 강판을 사용하는 것만으로는 상기와 같은 T형 용접 이음 구조에서의 취성균열 진전이 억제된다고는 할 수 없는 것이 실정이다. 특히, 이 기술에서는, 상기 Kca값은 판 두께가 35mm에서의 데이터에 의해 결정되어 있고, 게다가 복합부재에 의한 용접 혼성 ESSO 시험(「SOD 시험」이라고도 부름)에 의해 취성균열의 정지의 유무가 확인되어 있을 뿐으로, 판 두께가 50mm를 초과하는 것과 같은 강판을 사용한 T형 용접 이음 구조에서의 취성균열 진전 억제에 대하여 그 효과가 발휘된다고는 하기 어려운 것이다.

예컨대 일본 특허공개 2005-31516호 공보에서는, 종통 부재의 용접부에, 소정의 어레스트 특성을 갖는 부재를 장입함으로써, 취성균열의 진전을 확실하게 정지시킬 수 있는 것이 제안되어 있다. 이 기술에서는, 상기와 같은 부재를 삽입하는 것과 같은 구조를 채용함으로써, 취성균열의 진전 억제를 하는 것이지만, 이러한 기술을 현장에서 시공하기 위해서는, 도려내기, 재용접 등의 많은 부가작업이 필요하게 되어, 많은 수고가 필요하게 된다고 하는 문제가 있다. 특히, 재용접을 행함으로써, 취성균열의 발생의 기점이 되는 용접결함이 발생할 가능성도 높아져, 반드시 안전성이 우수한 기술이라고는 할 수 없는 것이었다.

또, 종통 부재의 용접부의 일부에, 가우징(gouging)을 행하여 구멍을 뚫고, 그 부분에 Ni 등의 취성파괴 정지 특성이 우수한 첨가원소를 많이 함유하는 특수한 용접재료로 보수용접을 행함으로써, 취성균열의 진전을 정지시키는 각종 기술도 제안되어 있다(예컨대 일본 특허공개 2005-111520호 공보, 일본 특허공개 2005-131709호 공보, 일본 특허공개 2005-296986호 공보, 일본 특허공개 2006-07874호 공보).

그렇지만, 이들 기술도 현장에서 시공을 행하는 것으로, 여분의 부가작업이 필요하게 되어, 많은 수고가 필요하게 된다. 게다가, 이들 기술에서는 상기 기술과 마찬가지로, 재용접을 행함으로써, 취성균열의 발생의 기점이 되는 용접결함이 발생하기 쉬워져, 반드시 안전성이 우수한 기술이라고는 할 수 없는 것이었다.

일본 특허공개 2004-232052호 공보에서는, 종통 부재의 용접부(용접선)에 교차하도록, 필릿용접 접합을 행한 골재에, 특수한 표층부의 조직(표층부 및 이층(離層)부의 3mm 이상의 영역에서, 평균 원 상당 입경: 0.5 내지 5㎛이고 또한 판 두께면에 평행한 면에서 (100) 결정면의 X선 면강도비가 1.5 이상)을 갖는 강재를 사용함으로써, 취성균열의 진전 억제가 도모되는 것이 개시되어 있다.

그렇지만, 이 기술을 실시하기 위해서는, 평가가 일반적이 아닌 (100) 결정면의 X선 면강도비가 보증된 강판을 사용하는 것이 필요한 요건으로 되어 있어, 골재에 사용하는 강재의 품질확보가 곤란한 것이, 실제의 용접 구조물로의 적용에 대하여 큰 장해가 된다.

한편, 일본 특허공개 제1993-138542호 공보에서는, 강판의 표층부의 페라이트 입경을 3㎛ 이하의 초미립화함으로써, 강판의 취성균열 전파 특성을 향상시키는 기술이 제안되어 있다. 이 기술에서는, 표층부를 취성균열의 전파 진전의 저항으로서 기능시키기 위하여, 초미립화를 도모하여 강판의 고인성화를 도모하는 것이다. 또, 이러한 강판을 사용하여, 취성균열 전파를 정지시키기 위한 구성에 대해서도 개시되어 있다(예컨대 「일본 선박해양공학회 '06 추기대회/두꺼운 조선용 강에 있어서의 긴 취성균열 전파 거동」 1996년 11월 발행).

이 기술에서는, T형 용접 이음에 더하여 수평 부재(도 1에서의 상갑판(1)에 상당)에, 또한 수직으로 뻗는 부재를 부착함으로써, 취성균열 전파 정지를 달성하는 구성을 실현하는 것이다. 그렇지만, 이러한 구성에서는, 취성균열의 전파를 확실하게 정지시킬 수 있다고는 할 수 없는 것이다. 특히, T형 용접 이음에 있어서, 수직 부재로부터 진전되는 취성균열을 수평 부재로 확실하게 정지시키기 위해서는, 통상의 어레스트 특성의 향상에 유효한 것으로 되어 있는 표층부의 특성에 더하여, 판 두께 방향의 특성도 중요하게 되는데, 일본 특허공개 제1993-138542호 공보에 개시된 강판에서는, 판 두께 방향의 온도분포가 냉각 중에 불균하게 되는 것을 이용하여, 강판 표층부만을 개질하는 기술이므로, T형 용접 이음에서의 취성파괴를 확실하게 정지시키는 것은 곤란하게 될 것이 충분히 예상된다.

게다가, 이 기술에서는, 수평 부재의 판 두께를 50mm의 강판을 적용하여 취성파괴의 시험을 행하고 있지만, 강판의 두께가 두꺼워지면, 강판 판 두께 방향의 온도분포의 제어가 곤란하게 되므로, 컨테이너선의 대형화에 따라 필요하게 되는 판 두께 50mm를 초과하는 것과 같은 부재에 대해서는, 유효한 수단이라고는 할 수 없는 것이다.

본 발명은 상기와 같은 사정에 착안하여 이루어진 것으로, 그 목적은, 고강도 강판을 대입열 맞대기 용접한 수직 부재와, 고강도 강판을 맞대기 용접한 수평 부재를 용접에 의해 접합하여 이루어지는 T형 용접 이음 구조에 있어서, 만일 대입열 용접부에서 취성파괴가 발생한 경우에도, 확실하게 취성균열의 전파를 방해할 수 있는 내취성파괴 균열 전파 정지 특성이 우수한 T형 용접 이음 구조를 제공하는 것에 있다.

상기 목적을 달성할 수 있었던 본 발명의 T형 용접 이음 구조는, 고강도 강판을 맞대기 용접한 수직 부재와, 고강도 강판을 맞대기 용접한 수평 부재를 용접에 의해 접합하여 이루어지는 T형 용접 이음 구조에 있어서, 상기 수직 부재의 용접선의 T형 용접 이음 구조 연장설치 방향에 있어서의 위치와, 상기 수평 부재의 용접선의 T형 용접 이음 구조 연장설치 방향에 있어서의 위치를 일치시키지 않는 구조로 하고, 또한 상기 수평 부재를 구성하는 고강도 강판은 하기 (1) 및 (2)의 특성을 만족하는 것인 점에 요지를 갖는 것이다.

(2) 판 두께 방향 1/2부의 -100℃에서의 평균 샤르피 흡수에너지값이 70J 이 상이다.

본 발명의 T형 용접 이음 구조에서는, (a) 수직 부재의 맞대기 용접 본드부에서의 판 두께 방향 1/2부의 -20℃에서의 평균 샤르피 흡수에너지값이 50J 이상인 것, (b) 상기 수직 부재 및 수평 부재는 판 두께가 50mm 초과인 것, 등의 요건을 만족하는 것이 바람직하다. 또 상기 수직 부재와 수평 부재와의 용접 접합은 완전 용입 또는 부분 용입의 어느 쪽도 채용할 수 있다.

본 발명의 T형 용접 이음에서는, 고강도 강판을 맞대기 용접한 수직 부재의 용접선의 T형 용접 이음 구조 연장설치 방향 위치와, 고강도 강판을 맞대기 용접한 수평 부재의 용접선의 T형 용접 이음 구조 연장설치 방향 위치를 일치시키지 않는 구조로 하는, 즉, 수직 부재의 용접선과 수평 부재의 용접선을 교차시키지 않는 구조로 함과 아울러, 수평 부재를 구성하는 고강도 강판을 소정의 특성을 만족하는 것으로 하고 있다. 이것에 의해, 만일 대입열 용접부에서 취성파괴가 발생한 경우에도, 취성균열의 전파를 효과적으로 방지할 수 있게 된다. 또 본 발명의 T형 이음 구조는 그 구성이 비교적 간편하고, 사용하는 강판의 특성이나, 목표로 하는 품질을 확보하기 위한 용접시공 방법이나 품질관리 방법도 명확하므로, 확실하게 취성균열의 전파를 방지할 수 있는 것이 된다.

발명을 실시하기 위한 최선의 형태

종래에는 강판의 어레스트 특성은 표층부를 미립화하는 등의 개질을 행함으로써, 취성균열이 진전될 때에 전단 가장자리(shear lip)와 저항이 되어 균열을 정지시키는 것이 가능한 것이 알려져 있다(상기 일본 특허공개 제1993-138542호 공보, 「일본 선박해양공학회 '06 추기대회/두꺼운 조선용 강에 있어서의 긴 취성균열 전파 거동」). 그렇지만, 이러한 기술은, 강판의 평면 방향에 대하여 진전하는 취성균열에 대하여 유효하지만, T형 용접 이음에서 수직 방향으로부터 진전하는 균열을 수평 부재에서 정지시키는 경우에 있어서는, 반드시 유효하다고는 할 수 없는 것이다.

그래서 본 발명자들은 T형 용접 이음에서 수직방향으로부터 진전되는 균열을 수평 부재에서 정지시키기 위한 구성에 대해, 여러 각도에서 검토했다. 그 결과, 고강도 강판을 맞대기 용접한 수직 부재의 용접선의 T형 용접 이음 구조 연장설치 방향 위치와, 고강도 강판을 맞대기 용접한 수평 부재의 용접선의 T형 용접 이음 구조 연장설치 방향 위치를 일치시키지 않는 구조로 함과 아울러, 수평 부재를 구성하는 고강도 강판을 소정의 특성을 만족하는 것으로 함으로써 상기 목적이 훌륭하게 달성되는 것을 발견하고, 본 발명을 완성했다.

도 2는 본 발명의 T형 용접 이음 구조를 예시하는 설명도로서, 도면 중 5는 수직 부재, 6은 수평 부재, 7a 내지 7c는 용접선을 각각 나타낸다. 수직 부재(5)는 복수의 고강도 강판(5a, 5b)을 용접선(7a)에서 대입열 맞대기 용접하여 구성되고, 수평 부재(6)는 복수의 고강도 강판(6a 내지 6c)을 용접선(7b, 7c)에서 맞대기 용접하여 구성되며, 이들 수직 부재(5)와 수평 부재(6)는 용접선(7a)과 용접선(7b, 7c)을 일치시키지 않고, 용접 접합되어 T형 용접 이음(10)이 구성된다. 또한, 도 2에 도시한 구성은, 대형 컨테이너선을 상정한 경우에는, 수평 부재(6)가 도 1의 상갑판(1)에, 수직 부재(5)가 도 1의 종통 부재(2) 상당하는 것이다.

본 발명의 T형 용접 이음 구조는 수직 부재(5)의 대입열 용접부(상기 용접선(7a))에서 발생한 취성균열의 전파를, 수평 부재(6)의 용접선(7b, 7c)의 T형 용접 이음 구조 연장설치 방향에서의 위치와 상기 용접선(7a)의 그것을 일치시키지 않는 것과 같은 구성으로 함으로써, 취성균열의 전파를 수평 부재(6)에 돌입시켜, 수평 부재(6)를 구성하는 고강도 강판(6a 내지 6c) 자체의 특성(어레스트 특성)에 의해 취성균열의 전파를 정지시키는 것이다.

도 2에 도시한 구조를 채용하는 것만으로도, 취성균열의 전파를 정지시키는데 유효한 것이지만, 이러한 구조만으로는 취성균열의 전파를 확실하게 정지시킬 수는 없다. 전술한 바와 같이, 수평 부재를 구성하는 고강도 강판(상기 6a 내지 6c) 자체의 특성도 중요한 요건이 된다.

본 발명자들은 수평 부재를 구성하는 고강도 강판으로서, 여러 특성을 갖는 강판을 사용하여 T형 용접 이음을 제작하고, 그 특성이 취성균열의 전파에 주는 영향에 대하여 검토했다(시험방법의 상세에 대해서는 후술함). 그 결과, 수평 부재를 구성하는 고강도 강판의 특성으로서, -10℃에서의 어레스트 특성(취성균열 전파 정지 특성: Kca값)이 7000N/mm³ ^/2이상이고, 판 두께 1/2부(중앙부)에서의 -100℃에 서의 평균 샤르피 흡수에너지(vE_-100)가 70J 이상이면, 수평 부재에서 취성균열의 전파를 효과적으로 정지시킬 수 있는 것이 판명되었다.

수평 부재를 구성하는 고강도 강판은 -10℃에서의 Kca값이 7000N/mm³ ^/2 이상이면 된다. 그러한 Kca값을 실현하는 방법으로서는, Ni 등의 합금원소 첨가에 의해 모재 인성을 향상시키는 방법, 또는 압연조건을 제약하여 오스테나이트 결정립 미립화를 도모하여, 최종 조직을 미세화하는 방법을 생각할 수 있다. 그러나, Kca값을 필요 이상으로 향상시키는 것은, Ni의 고가인 원소를 대량으로 첨가시키거나, 대단히 저온에서 압연을 행하거나, 복열을 이용한 고도한 온도제어가 필요한 압연을 행하는 것이 필요하게 된다. 이러한 작업은, 생산성을 현저하게 저하시키게 되므로, 생산성을 저하시키지 않고, 상기 특성을 만족시킬 수 있는 Kca값으로서는 15000N/mm³ ^/2 이하인 것이 바람직하다.

수평 부재를 구성하는 고강도 강판은 판 두께 1/2부의 -100℃에서의 평균 샤르피 흡수에너지(vE_-100)가 소정의 값 이상이 되는 것도 중요한 요건이다. 즉, 판 두께 방향에 대한 취성균열 진전의 억제기능은, 표층부만의 특성에서 어레스트 성능을 가진 강판보다도 판 두께 방향의 특성의 차이가 작은 강판이 바람직하다고 하는 관점에서, 판 두께 방향 1/2부(판 두께 중앙부)에서의 인성이 중요한 요건이라고 하는 착상하에서 검토한 바, 강 두께 중앙부의 -100℃에서의 평균 샤르피 흡수에너지(vE_-100)가 70J 이상이 되도록 하면, 취성균열의 전파 정지에 유효하게 작용하 는 것이 판명된 것이다. 이 샤르피 흡수에너지(vE_-100)는 안전성을 보다 높이기 위해서는, 100J 이상인 것이 바람직하다. 또한, 판 두께 1/2부에서의 샤르피 흡수에너지(vE_-100)를 향상시키기 위해서는, 예컨대 낮은 C(C≤0.05%)로 하는 등, 화학성분을 규정하고, 강압하를 가함으로써, 미세한 침상(acicular) 페라이트 조직으로 하면 된다.

본 발명의 수평 부재에서 사용하는 고강도 강판의 종류에 대해서는, 상기의 특성을 갖는 것이면 특별히 한정되는 것은 아니지만, 예컨대 일본 특허공개 제1987-205230호에 개시되는 바와 같은 취성균열 전파 특성이 우수한 강판을 사용할 수 있다. 이 강판은 소정의 화학성분 조성(C: 0.005 내지 0.05%, Si: 0.05 내지 0.70%, Mn: 0.80 내지 1.80%, Al: 0.01 내지 0.08%, Nb: 0.02 내지 0.08%, Ni: 0.20 내지 0.80%를 함유하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물)을 갖는 강 슬래브를, 첨가한 Nb가 0.02% 이상 고용되는 온도로 가열 후, 조성을 침상 페라이트로 하기 위하여, 마무리 온도가 (Ar₃+40℃) 내지 (Ar₃-20℃)로 되는 온도조건에서, 또한 오스테나이트 미재결정 영역 압하량이 50% 이상의 압연을 행하고, 이 압연종료 후 즉시 5℃/초 이상의 냉각속도로 냉각하는 것과 같은 제조조건에 의해 얻어지는 것이며, 상기 Kca값 및 평균 샤르피 흡수에너지(vE_-100)를 만족하는 강판으로서 사용할 수 있다.

상기한 구성은 기본적으로 수평 부재에 의해 취성균열 전파를 정지시키는 것이지만, 수직 부재의 대입열 용접부(도 2의 용접선(7a))에 발생한 취성균열의 전파 속도를 저하시키는 것도, 취성파괴의 정지에 크게 영향을 주는 것으로 예상된다. 본 발명자들이 수직 부재에 있어서의 바람직한 요건에 대하여 검토한 바, 상기 전파속도는 대입열 용접 본드부[용접 금속과 용접 모재(강판)의 경계]의 판 두께 방향 1/2부의 인성에서 관리할 수 있는 것, 및 필요하게 되는 인성값은 강 두께 중앙부에 있어서의 -20℃에서의 평균 샤르피 흡수에너지(vE_-20)(JIS Z 2201 V 노치 4호 시험편, 압연방향에서 채취, 3회의 평균값)가 50J 이상(바람직하게는 70J 이상)이면 되는 것이 밝혀졌다.

본 발명자들은, 여러 본드부 특성을 갖는 시험체를 용접에 의해 제작하고(용접조건에 대해서는, 후기 실시예 참조), 용접 본드부에 노치 가공을 시행하여, 용접선 방향에 균열을 전파시키는 ESSO 시험을 행하고, -10℃(온도 일정)에서의 취성균열 진전 속도를 측정하고(응력부하조건: 257MPa), 취성균열 진전 속도와, 용접 본드부의 평균 샤르피 흡수에너지(vE_-20)의 관계에 대하여 조사했다. 취성균열 진전 속도는 시험체의 3개소에 설치한 크랙 게이지의 파단시간을 주파수 5kHz에서 측정하고, 그 평균값을 구했다. 시험체(ESSO 시험체)의 형상(두께: 60mm×폭: 400mm×높이: 500mm)을 도 3에 도시한다(도 3에서, 11은 시험체, 12는 노치부, 13은 용접선을 각각 나타냄). 또한, 수직 부재를 구성하는 고강도 강판으로서는, -10℃에서의 Kca값이 3900N/mm^3/2 이상의 것을 사용했다.

그 결과를 하기 표 1에 나타낸다. 또 이 데이터에 기초하여 평균 취성균열 진전 속도(m/초)와, 용접 본드부(판 두께 방향 1/2부)의 평균 샤르피 흡수에너 지(vE_-20)(JIS Z 2201 V 노치 4호 시험편, 압연방향에서 채취, 3회의 평균값)의 관계를 도 4에 나타낸다.

이들 결과로부터 명확한 바와 같이, 수직 부재의 용접 본드부의 판 두께 방향 1/2부의 -20℃에서의 평균 흡수에너지(vE_-20)를 50J 이상이 되도록 함으로써, 취성균열 전파속도를 1000m/초 이하 정도까지 저감할 수 있는 것을 알 수 있다. 또, 평균 샤르피 흡수에너지(vE_-20)가 70J 이상이면, 취성균열 전파속도는 700m/초 정도까지 저감할 수 있고, 평균 샤르피 흡수에너지(vE_-20)를 그 이상의 높은 값으로 관리해도, 균열 전파속도가 크게 저감되지 않으므로, 상기 vE_-20은 70J 이상으로 관리하는 것이 바람직하다.

이러한 결과가 얻어지는 이유에 대해서는, 아마도 다음과 같이 생각할 수 있다. 즉, 취성균열은 가장 취약한 대입열 용접 본드부를 진전하는 것, 및 그 진전에 대하여 강판 판 두께 1/2부에서의 인성을 높게 함으로써, 균열 진전의 저항이 되는 것으로 생각된다.

본 발명의 수직 부재에서 사용하는 고강도 강판의 종류에 대해서는, 대입열용 강에서 상기의 특성을 갖는 것이면 특별히 한정되는 것은 아니지만, 상기한 수평 부재에 적용되는 강판은 물론, 예컨대 마무리 압연온도를 2상 영역으로 하고 그 압하율을 50% 이상으로 하는 것과 같은 저온 압연재를 사용할 수 있다. 이러한 강판에서는, 기본적인 항복강도[0.2% 내력(σ_0.2)으로 표시]가 355 내지 460N/mm²의 것이 된다.

수직 부재에 관한 상기 시험에서는, 고강도 강판으로서 -10℃에서의 Kca값이 3900N/mm^3/2 이상의 것을 사용했지만, 본드부에서의 균열 전파에 대해서는 강판(모재)의 Kca값은 직접적으로는 영향을 주지 않는 것이다. 그렇지만, 만일 취성균열이 벗어나서 모재에 도달한 경우나, 수직 부재에 부착된 부가 구조물의 용접부로부터 발생한 취성균열이 수직 부재에 전파되는 경우에 있어서도, 확실하게 취성파괴를 초래하는 취성균열의 진전을 정지하는 특성을 구비한 것이 바람직하다. 이러한 관점에서 보면, 수직 부재를 구성하는 고강도 강판이 갖는 특성으로서, -10℃에서의 Kca값이 3900N/mm^3/2 이상인 것과 같은 어레스트 특성을 갖고 있는 것이 바람직하다.

본 발명의 T형 용접 이음에서는, 상기와 같은 수직 부재와 수평 부재를 용접에 의해 접합하여 구성되는 것인데, 사용하는 수직 부재 및 수평 부재의 판 두께에 대해서는, 취성균열을 확실하게 정지하는 기술이 확립되어 있지 않은 판 두께: 50mm 초과에서 특히 유효하지만, 판 두께가 50mm 이하로 되는 것과 같은 구성에서도 적용할 수 있는 것이다. 단, Ni 등의 고가인 원소의 첨가나 생산성을 저하시키는 정온 압연에 의지하지 않고, 경제적으로 생산하기 위해서는, 판 두께는 70mm 이하인 것이 바람직하다.

수직 부재와 수평 부재를 접합하기 위한 용접방법에 대해서는, 특별히 한정 되는 것은 아니고, 예컨대 서브머지 아크 용접법(submerged arc welding)이나 탄산가스 아크 용접법을 들 수 있다. 이러한 용접법에 의해, 수직 부재와 수평 부재의 접합상태는, 접합부분 전체에 걸쳐서 용입시킨 완전 용입(강판이 용접에 의해 용접금속으로 된 부분을 「용입」이라고 부름)은 물론, 이음의 도중까지 용입하는 것과 같은 부분 용입 모두 채용할 수 있다.

이하, 실시예를 들어 본 발명을 더욱 구체적으로 설명하지만, 본 발명은 물론 하기 실시예에 의해 제한을 받는 것은 아니며, 전·후기의 취지에 적합할 수 있는 범위에서 적당히 변경을 가하여 실시하는 것도 물론 가능하고, 그것들은 모두 본 발명의 기술적 범위에 포함된다.

( 실시예 )

수직 부재로서 판 두께 중앙부에 있어서의 -20℃에서의 평균 샤르피 흡수에너지가 70J 이상의 강판을 일렉트로 가스 아크 용접에 의해 접합한 것을 사용하고, 이것에 여러 특성을 갖는 강판을 수평 부재로서 사용하고, 이것들을 조합하여 T형 용접 이음을 제작하고(상기 도 2 참조), 이 용접 이음에 대하여 취성파괴 시험(온도 일정 ESSO 시험)을 행했다.

도 5는 상기 시험의 상황을 설명하는 도면으로, 도면 중 20은 수직 부재(5)와 수평 부재(6)로 구성되는 시험체를 나타내고, 수평 부재(6)의 하부에는, 취성파괴 후의 시험체의 편심을 억제하기 위한 보강재(16)가 용접(예컨대 필릿 CO₂ 용접)에 의해 고정되어 있다. 시험체(20)에는, 리브(17a, 17b) 및 탭판(18a, 18b)이 관련되어 설치되어 있고, 핀 부분(19a, 19b) 사이에 이반하는 방향의 하중을 부하함으로써, 시험체(20)의 용접선(7a)에 이반 방향의 하중이 부하되도록 구성되어 있다.

판 두께가 50mm 초과이고, 0.2% 내력(σ_0.2)이 390N/mm² 이상의 각종 강판을 조합하여, 실제의 구조물에서 사용되고 있는 T형 용접 이음부를 본뜬 시험체(20)를 제작하고, 대형 3000t(톤)의 인장시험기를 사용하여, 도 5에 도시한 상태에서 시험체의 취성균열 정지 특성을 평가했다. 이 때, 시험온도는 컨테이너선의 설계온도인 -10℃로 하고, 하중은 수평 부재에 컨테이너선의 갑판의 최대 설계 하중인 257N/mm² 이상의 하중을 부하하여 실시했다.

상기 시험에서는, 도 6(도 5의 T형 용접 이음 부분(A)의 설명도) 및 도 7(노치 부분의 확대도)에 도시되어 있는 바와 같이, 수직 부재의 상단부에 기계가공에 의한 노치(12a)를 만들고, 이 노치(12a)에 대해서는 용접부(21)와 강판부(22)(모재부)가 반반이 되도록(도 8) 가공했다. 그리고, 이 노치를 취성파괴의 발생 기점으로 하여, 취성균열의 전파에 관한 검토를 행했다.

하기 표 2에, 시험에서 사용한 수직 부재 또는 수평 부재 소재의 고강도 강판의 화학성분 조성을 나타낸다. 수직 부재는 일렉트로 가스 아크 용접에 의해 고강도 강판을 맞대기 용접함으로써 구성한 것인데, 이 때의 용접조건은 하기와 같다. 또, 수직 부재와 수평 부재의 용접은 탄산가스 아크 용접에 의한 완전 용입 용접으로 했는데, 이 때의 용접조건은 하기와 같다.

[수직 부재의 일렉트로 가스 아크 용접조건]

받침재(backing material): KL-4GT

쉴드 가스: 100% CO₂(유량: 40L/mm)

루트 간격: 10mm

개선(開先: groove): V 개선(개선 각도: 20°)

용접 전류: 390 내지 410A

용접 전압: 42 내지 44V

용접 속도: 2.3 내지 2.44cm/min

입열량: 200 내지 650kJ/cm

용접 와이어: DWS-1LG(고베세이코쇼제; C: 0.05%, Si: 0.25%, Mn: 1.6%, P: 0.009%, S: 0.007%, N: 1.40%, Mo: 0.13% 상당의 강, 1.6mmφ)

[수직 부재와 수평 부재의 완전 용입 용접조건]

쉴드 가스: 100% CO₂(유량: 25L/mm)

층수: 11층(33패스)

개선: K 개선(개선 각도: 30°)

용접 전류: 190 내지 235A

용접 전압: 23 내지 29V

용접 속도: 18 내지 60cm/min

입열량: 10 내지 50kJ/mm

용접 와이어: DW-55E(C: 0.05%, Si: 0.40%, Mn: 1.28%, P: 0.012%, S: 0.010%, N: 0.41% 상당의 강 1.2mmφ)

취성균열 정지 특성의 평가시에는, 수직 부재의 대입열 용접 본드부를 따라 진전된 균열이 수평 부재에 도달한 후, (a) 수평 부재의 1 내지 3mm에서 정지하는 경우(취성균열 정지 특성 양호: 「Arrest」라고 표시), (b) 균열이 정지하지 않고 수평 부재를 관통한 경우(취성균열 정지 특성 불량: 「Go」라고 표시)의 2가지로 평가했다.

시험결과(취성균열 정지 시험결과)를, 수직 부재를 구성하는 강판의 특성(판 두께, 0.2% 내력(σ_0.2), 인장강도(TS), -10℃에서의 Kca값, 용접 본드부의 vE_-20), 및 수평 부재를 구성하는 강판의 특성(판 두께, 0.2% 내력(σ_0.2), 인장강도(TS), -10℃에서의 Kca값, 강판 판 두께 1/2부의 vE_-100)과 함께, 하기 표 3에 나타낸다(모두 3회의 평균값). 또한 수직 부재 및 수평 부재를 구성하는 강판에서, 동일한 강종을 사용해도, 특성의 차이가 있는 것은, 패스 스케줄, 미재결정 압하량이나 가속냉각 조건에 의해 조정한 것이다. 특히, 수평 부재를 구성하는 강판에서, -10℃에서의 Kca값은 최종 3패스의 압하량과 냉각조건의 조합에 의해, 판 두께 1/2부의 vE_-100은 미재결정 압하량에 의해 조정했다.

구체적으로는, 시험 No.5에서 사용한 수평 부재는 조압연 단계에서의 온도조정 압연(대압하 압연)+마무리 압연시의 압연온도와 패스 간 압연을 짧게 한 압연(제어됨)을 행하고, 복열 후에 직접 담금질한 것이다. 또, 시험 No.8에서 사용한 수평 부재는 마무리 압연에 대하여 Ar₃ 변태점 이하의 온도 영역(보다 저온측)에서의 압하에 의해 표층부를 미립화하여 어레스트 특성의 향상을 도모한 것이다(단, 저온 압연이기 때문에 판 두께 중심부까지 충분한 압하가 되지 않아, 판 두께 방향에 입경의 편차가 생김). 시험 No.9에서 사용한 수평 부재는 마무리 압연을 900 내지 820℃로 한 다음, 가속냉각(고온도중 정지)에 의해 제조한 것이며, 압연온도가 높기 때문에 중심부까지 충분히 압하가 되고, 냉각속도가 빠르기 때문에 중심부의 인성이 양호하게 된 것이다.

또 각종 고강도 강판의 인장특성[0.2%내력(σ_0.2), 인장강도(TS)]은 강판의 판 두께 방향 1/2부로부터 JIS Z 2201 4호 시험편을 채취하고, JIS Z 2241의 요령으로 인장시험을 행하여 구한 것이다. 또 Kca값은 WES(일본용접협회)가 규정하는 구배형 2중 인장시험에 의해 측정했다.

표 3의 결과에 기초하여, 수평 부재를 구성하는 강판의 -10℃에서의 Kca값 및 판 두께 1/2부의 vE_-100이 취성균열 정지 특성에 주는 영향(「Arrest」 또는 「Go」)을 도 9에 나타낸다. 이것들의 결과로부터 명확한 바와 같이, 수평 부재를 구성하는 강판의 -10℃에서의 Kca값을 7000N/mm³ ^/2 이상으로 함과 아울러, 판 두께 방향 1/2부의 vE_-100을 70J 이상으로 함으로써, 수평 부재에서 균열을 효과적으로 정지할 수 있는 것을 알 수 있다.

도 1은 대형 컨테이너선의 횡단면 구조를 도시하는 개략 설명도.

도 2는 본 발명의 T형 용접 이음 구조를 예시하는 설명도.

도 3은 ESSO 시험체의 형상을 도시하는 개략 설명도.

도 4는 평균 취성균열 진전 속도와, 수직 부재의 용접 본드부의 판 두께 방향 중심부에서의 평균 샤르피 흡수에너지 vE_-20의 관계를 나타내는 그래프.

도 5는 취성파괴 시험의 상황을 설명하기 위한 도면.

도 6은 도 5의 T형 용접 이음 부분(A)을 설명하기 위한 도면.

도 7은 노치 부분(12a)의 확대도.

도 8은 노치를 형성한 위치를 설명하기 위한 도면.

도 9는 수평 부재를 구성하는 강판의 -10℃에서의 Kca값 및 판 두께 1/2부의 vE_-100이 취성균열 정지 특성에 주는 영향을 나타내는 그래프.

Claims

고강도 강판을 맞대기 용접한 수직 부재와, 고강도 강판을 맞대기 용접한 수평 부재를 용접에 의해 접합하여 이루어지는 T형 용접 이음 구조로서,

상기 수직 부재의 용접선의 T형 용접 이음 구조 연장설치 방향에서의 위치와, 상기 수평 부재의 용접선의 T형 용접 이음 구조 연장설치 방향에서의 위치를 일치시키지 않는 구조로 하고, 또한 상기 수평 부재를 구성하는 고강도 강판은 하기 (1) 및 (2)의 특성을 만족하는 T형 용접 이음 구조.

(1) 어레스트 특성을 나타내는 Kca값이 -10℃에서 7000N/mm³ ^/2 이상이고,

(2) 판 두께 방향 1/2부의 -100℃에서의 평균 샤르피 흡수에너지값이 70J 이상이다.
제 1 항에 있어서,

상기 수직 부재의 맞대기 용접 본드부에서의 판 두께 방향 1/2부의 -20℃에서의 평균 샤르피 흡수에너지값이 50J 이상인 T형 용접 이음 구조.
제 1 항에 있어서,

상기 수직 부재 및 수평 부재는 판 두께가 50mm 초과인 T형 용접 이음 구조.
제 1 항에 있어서,

상기 수직 부재와 수평 부재의 용접 접합은 완전 용입 또는 부분 용입에 의한 것인 T형 용접 이음 구조.