KR101218961B1

KR101218961B1 - 고에너지 밀도 빔을 사용한 맞댐 용접 조인트

Info

Publication number: KR101218961B1
Application number: KR1020127014118A
Authority: KR
Inventors: 다다시 이시까와; 류이찌 혼마; 가즈또시 이찌까와
Original assignee: 신닛테츠스미킨 카부시키카이샤
Priority date: 2009-12-04
Filing date: 2010-12-03
Publication date: 2013-01-04
Also published as: JP2012102405A; ES2631979T3; KR20120088798A; US20120241420A1; EP2508291A4; CN102639277B; JPWO2011068216A1; DK2508291T3; WO2011068216A1; JP4970620B2; EP2508291B1; JP5000784B2; EP2508291A1; MY160917A; CN102639277A; US9352424B2

Abstract

이 용접 조인트는, 한 쌍의 강재와, 상기 한 쌍의 강재간의 맞댐 용접부에, 고에너지 밀도 빔에 의해 용접되어 형성된 용접 금속을 구비하고, 상기 한 쌍의 강재의 C 함유량이 0.01 내지 0.08질량%의 범위이고, 상기 용접 금속의 질량％의 조성을 사용한 하기 수학식 (a)에 의해 산출되는 변태 개시 온도 Ms가, 250℃ 이하이고, 상기 맞댐 용접부에 압축 잔류 응력이 부여되고 있다.

Description

고에너지 밀도 빔을 사용한 맞댐 용접 조인트{BUTT-WELDED JOINT FORMED USING HIGH-ENERGY-DENSITY BEAM}

본 발명은, 고에너지 밀도 빔을 한 쌍의 강재에 조사하여 맞댐 용접한 용접 조인트에 관한 것이다. 특히, 본 발명은, 기가 사이클 영역의 진동 환경에 있어서의 피로 특성이 우수한 용접 조인트에 관한 것이다.

본원은, 2009년 12월 04일에, 일본에 출원된 일본 특허 출원 제2009-277035호에 기초하여 우선권을 주장하고, 그 내용을 여기에 원용한다.

최근, 지구 환경의 온난화의 한 원인으로 되고 있는 CO₂ 가스의 삭감이나, 석유 등의 화석 연료의 장래적인 고갈에 대처하기 위해, 재생 가능한 자연 에너지를 이용하는 것이 적극적으로 시도되고 있다. 풍력 발전도, 그 하나이며, 대규모의 풍력 발전이 세계적으로 보급되고 있다. 풍력 발전에 가장 적합한 지역은, 끊임없이 강풍을 기대할 수 있는 지역이며, 그로 인해, 해상 풍력 발전도 세계적 규모로 계획 및 실현되고 있다(특허 문헌 1 내지 4 참조).

해상에 풍력 발전탑을 건설하기 위해서는, 해저의 지반에 탑의 기초 부분을 타입할 필요가 있고, 기초 부분도 타설되는 수심 이상의 충분한 길이가 필요하다. 또한, 풍력 발전탑 전체의 고유 주기를 좁은 범위로 최적화할 필요가 있으므로, 풍력 발전탑의 기초 부분에서는, 판 두께가 50㎜ 이상, 예를 들어, 100㎜ 정도, 직경이 4m 정도인 큰 단면을 갖는 관 구조가 채용되고, 탑의 전체 높이는 80m 이상이나 된다. 그러한 거대 구조물을 건설 현장 근처의 해안에 있어서, 간이하게, 또한 고능률로 용접 조립하는 것이 요구되고 있다.

따라서, 상기한 바와 같이, 판 두께 100㎜에 달하는 극후강판을 고능률로, 또한 현장에서 용접한다고 하는, 종래에 없는 요구가 발생해 왔다.

일반적으로, 전자 빔 용접, 레이저 빔 용접 등의 고에너지 밀도 빔 용접은, 효율적으로 용접할 수 있는 용접 방법이다. 그러나 특히 전자 빔 용접에서는, 진공 챔버 내에서 고진공 상태를 유지하여 용접할 필요가 있으므로, 종래는, 용접할 수 있는 강판의 크기가 한정되어 있었다. 이에 대해, 최근, 판 두께 100㎜ 정도의 극후강판을 효율적으로 현지 용접할 수 있는 용접 방법으로서, 저진공하에서 시공이 가능한 용접 방법(RPEBW:Reduced Pressured Electron Beam Welding:감압 전자 빔 용접)이 영국의 용접 연구소에서 개발되어, 제안되어 있다(특허 문헌 5).

이 RPEBW법을 이용함으로써, 풍력 발전탑과 같은 대형 구조물을 용접하는 경우에도, 용접하는 부분만을 국소적으로 진공으로 하여, 효율적으로 용접을 할 수 있는 것이 기대된다.

그러나 한편, 이 RPEBW법에서는, 진공 챔버 내에서 용접하는 방법에 비해, 진공도가 저하된 상태에서 용접하므로, 전자 빔으로 용융되고, 그 후 응고하는 용융 금속 부분(이하, 용접 금속부라고도 함)의 인성 확보가 곤란해진다고 하는, 새로운 과제가 부상되었다.

이러한 과제에 대하여, 종래, 판 형상의 Ni 등의 인서트 메탈을 용접면에 부착하여 전자 빔 용접함으로써, 용접 금속의 Ni 함유량을 0.1 내지 4.5질량％로 하여, 용접 금속의 샤르피 충격값 등의 인성을 개선하는 방법 등이, 특허 문헌 6 및 특허 문헌 7에 있어서 제안되어 있다.

해상의 풍력 발전탑은, 상기한 바와 같이 끊임없이 강풍에 의한 진동에 노출되므로, 기초부의 구조체는 끊임없이 반복 하중을 받고, 용접부에는 끊임없이 반복 응력이 부하된다. 이로 인해, 상기 구조체의 용접부는, 통상의 피로 사이클(10^6~7)과는 오더가 다른 기가 사이클 영역(10^9~10)의 진동에 대한 내피로 특성이 요구되고 있다.

일본 특허 출원 공개 제2008-111406호 공보 일본 특허 출원 공개 제2007-092406호 공보 일본 특허 출원 공개 제2007-322400호 공보 일본 특허 출원 공개 제2006-037397호 공보 국제 공개 99/16101호 팜플릿 일본 특허 출원 공개 평3-248783호 공보 국제 공개 제08/041372호 팜플릿

종래의 고에너지 밀도 용접에서는, 용접부의 용접 금속은 용접의 최종 단계인 실온 부근에서 수축하므로, 인장 잔류 응력이 유기된다. 그 응력비 효과로 피로 강도가 현저하게 저하되는 경우가 있었다. 그로 인해, 기가 사이클 영역의 진동에 대해서는, 인장 잔류 응력에 의해 피로 균열이 발생할 우려가 있었다.

본 발명은, 기가 사이클 영역의 진동에 대해서도 견디는 것이 가능한 피로 특성을 갖고, 또한 충분한 파괴 인성을 갖는 용접 조인트의 제공을 목적으로 한다.

본 발명은, 상기 과제를 해결하여 이러한 목적을 달성하기 위해 이하의 수단을 채용하였다.

즉,

(1) 본 발명의 일 형태에 관한 용접 조인트에서는, 한 쌍의 강재와, 상기 강재간의 맞댐 용접부에, 고에너지 밀도 빔에 의해 용접되어 형성된 용접 금속을 구비하고, 상기 한 쌍의 강재의 C 함유량이 0.01 내지 0.08질량%의 범위이고, 상기 용접 금속의 질량％의 조성을 사용한 하기 수학식 (a)에 의해 산출되는 변태 개시 온도 Ms가, 250℃ 이하이고, 상기 맞댐 용접부에 압축 잔류 응력이 부여되고 있다.

(2) 상기 (1)에 기재된 용접 조인트에서는, 상기 용접 금속의 조성이, Ni:0.5 내지 4.0질량％ 및 Cr:0.5 내지 6.0질량％를 함유하는 것이 바람직하다.

(3) 상기 (2)에 기재된 용접 조인트에서는, 상기 용접 금속의 조성이, Mo:0.1 내지 2.0질량％ 및 Cu:0.1 내지 5.0질량％의 1종 또는 2종을 함유하고, Ni, Cr, Mo, Cu를 합계로 1.1 내지 10.0질량％를 함유하는 것이 바람직하다.

(4) 상기 (1)에 기재된 용접 조인트에서는, 상기 용접 금속의 조성이, Ni:4.0 내지 6.0질량％를 함유하는 것이 바람직하다.

(5) 상기 (4)에 기재된 용접 조인트에서는, 상기 용접 금속의 조성이, Cr:0.1 내지 6.0질량％, Mo:0.1 내지 2.0질량％ 및 Cu:0.1 내지 5.0질량％의 1종 또는 2종 이상을 함유하고, Ni, Cr, Mo, Cu를 합계로 4.1 내지 10.0질량％를 함유하는 것이 바람직하다.

(6) 상기 (5)에 기재된 용접 조인트에서는, 상기 용접 금속의 질량％의 조성을 사용한 하기 수학식 (b)에 의해 산출되는 상기 용접 금속의 켄칭성 지수 D_I가, 0.1 이상 3.0 이하인 것이 바람직하다.

(7) 상기 (1) 내지 (5)에 기재된 용접 조인트에서는, 상기 강재의 조성이, Si:0.05 내지 0.80질량％, Mn:0.8 내지 2.5질량％, P≤0.03질량％, S≤0.02질량％, Al≤0.008질량％, Ti:0.005 내지 0.030질량％를 함유하고, 잔량부 철 및 불가피적 불순물인 것이 바람직하다.

(8) 상기 (7)에 기재된 용접 조인트에서는, 상기 강재의 조성이, Cu:0.1 내지 1.0질량％, Ni:0.1 내지 6.0질량％, Cr:0.1 내지 1.0질량％, Mo:0.1 내지 0.5질량％, Nb:0.01 내지 0.08질량％, V:0.01 내지 0.10질량％, B:0.0005 내지 0.0050질량％의 1종 또는 2종 이상을 함유하는 것이 바람직하다.

(9) 상기 (1) 내지 (5)에 기재된 용접 조인트에서는, 상기 강재의 두께가 30㎜ 이상 200㎜ 이하인 것이 바람직하다.

(10) 상기 (1) 내지 (5)에 기재된 용접 조인트에서는, 상기 고에너지 밀도 빔이 전자 빔인 것이 바람직하다.

상기한 용접 조인트에 따르면, 전자 빔 등의 고에너지 밀도 빔을 사용한 용접에 있어서의 용접부에 있어서, 인장 잔류 응력이 아닌 압축 잔류 응력을 발생시키는 용접 조건으로서, 용접 금속의 변태 개시 온도를 내릴 수 있는 조건을 선택한다. 이에 의해, 저온에서 용접 금속을 팽창시켜, 용접 후에 용접부에 압축 잔류 응력을 부여할 수 있으므로, 피로 특성을 향상시키는 것이 가능해진다.

또한, 고강도 강판, 특히 판 두께가 30㎜ 이상인 강판에 고에너지 밀도 빔을 조사하고, 용접하여 맞댐 용접 조인트로 할 때, 기가 사이클 영역의 진동 환경에 있어서의 내피로 특성을 갖고, 또한, 파괴 인성값이 충분히 높은 용접 조인트를 형성할 수 있다.

도 1a는 본 발명의 일 실시 형태에 관한 맞댐 용접 조인트의 용접 전의 상태를 도시하는 두께 방향의 단면도이다.
도 1b는 동 용접 조인트의 용접 후의 상태를 도시하는 두께 방향의 단면도이다.
도 2는 동 용접 조인트의 피로 시험편의 채취 위치를 도시한다.

본 발명의 일 실시 형태의 고에너지 밀도 빔 용접 조인트(이하, 용접 조인트라 칭함.)(10)에 대해 도 1b를 참조하여 설명한다. 용접 조인트(10)는, 고에너지 밀도 빔을 사용하여 용접되어 있고, 고에너지 밀도 빔으로서는, 본 실시 형태에서는 전자 빔을 사용하였다. 전자 빔 이외에는, 저진공하에서 시공이 가능한 용접 방법(RPEBW:Reduced Pressured Electron Beam Welding:감압 전자 빔 용접)이나 레이저 빔 용접을 이용하는 것도 가능하다.

용접 조인트(10)는, 한 쌍의 강재(용접 모재)(1)와, 강재(1)간의 맞댐 용접부(6)에, 전자 빔에 의해 용접되어 형성된 용접 금속(4)을 구비하고 있고, 용접 금속(4)의 조성(질량％)을 사용한 하기 수학식 (a)에 의해 산출되는 마르텐사이트 변태 개시 온도 Ms(℃)가, 250℃ 이하이다.

발명자들은, 용접 조인트(10)에 있어서의 용접부(6)의 냉각 속도가 크므로, 일반적으로 알려져 있는 마르텐사이트 변태 개시 온도를 추정하는 식에서는, 변태 개시 온도를 과대 평가해 버리는 것을 밝혀냈다. 따라서, 일반의 변태 개시 온도를 추정하는 식을 보정하고, 수학식 (a)를 유도하였다.

또한, 마르텐사이트 변태 종료 온도[Mf(℃)]는 실온인 것이 바람직하다.

또한, 일반적으로 250℃ 이하에서 변태 개시하는 변태는, 마르텐사이트 변태이다. 그러나 본 발명에 있어서는 엄밀하게 250℃ 이하에서 마르텐사이트 변태가 개시되는 것을 확인할 필요는 없고, 250℃ 이하에서 체적 팽창하는 변태를 개시하면 된다. 따라서, 본 발명에 있어서는, 수치 (a)에서 산출된 온도가 단순히 250℃ 이하면 된다. 또한, 이하에서는, Ms를 단순히 변태 개시 온도라 기재한다.

다음으로, 용접 조인트(10)에서 이용되는 고에너지 밀도 빔 용접 방법에 대해 도 1a를 사용하여 설명한다.

도 1a에는, 고에너지 밀도 빔의 용접 방법의 개념도가 도시되어 있다. 도 1a에 도시되는 바와 같이, 한 쌍의 강재(1)간의 개선(2)의 사이에 인서트 메탈(3)을 장입하고, 고에너지 밀도 빔에 의해 인서트 메탈(3)과 한 쌍의 강재(1)의 개선(2)의 표면을 용접한다.

도 1b에 도시하는 바와 같이, 용접부(6)에 형성된 용접 금속(4)이 응고한 후, 용접 금속(4)이 실온까지 냉각하는 과정에 있어서 비교적 저온, 즉, 250℃ 이하에서 용접 금속(4)의 변태가 개시된다. 이 용접 금속(4)의 변태 팽창에 의해, 용접부(6)에 발생한 압축 응력(5)을 유지한 상태에서 실온까지 유지시킨다. 이에 의해, 용접 조인트(10)의 피로 강도를 향상시킬 수 있다.

여기서, 변태 개시 온도가 높은 경우, 용접 금속의 변태 팽창 시에, 용접 금속의 체적 팽창이 용접부의 주위의 강판으로부터 충분히 구속되어 있지 않으므로, 용접부에 발생하는 압축 응력은 작아진다. 이 경우, 용접 금속이 변태 팽창한 후, 용접 금속이 실온까지 냉각하는 과정에서 열수축에 의해 인장 응력이 발생한다. 이 열수축에 의해, 변태 팽창은 상쇄되고, 그 결과, 용접부에 형성된 용접 금속은 인장 잔류 응력 상태로 되어, 피로 강도는 저하된다.

이러한 이유로부터, 본 실시 형태에서는, 한 쌍의 강재(1)를 용접할 때, 한 쌍의 강재(1)의 맞댐부인 개선(2)에 인서트 메탈(3)을 배치하여, 전자 빔(고에너지 밀도 빔)을 사용한 용접에 의해, 인서트 메탈(3)과 모재인 한 쌍의 강재(1)를 용융시켜 용접 조인트(10)를 형성한다. 용접 조인트(10)의 피로 강도 향상을 충분히 달성하기 위해서는, 용접 금속(4)의 주위의 강재(1)로부터의 충분한 구속력을 확보할 필요가 있다. 이로 인해, 본 실시 형태에서는, 용접 조인트(10)의 용접부(6)에 형성되는 용접 금속(4)의 변태 개시 온도 Ms가 250℃ 이하로 되도록, 인서트 메탈(3)과 강재의 성분이 조정되어 있다. 일반적으로는 용접 조건 등으로부터 용접 금속의 폭을 사전에 예측할 수 있으므로, 인서트 메탈(3)의 성분과 치수와, 강재(1)의 성분과 치수로부터, 용접 금속의 성분을 목표의 성분으로 조정하는 것, 즉 용접 금속(4)의 변태 개시 온도 Ms를 조정하는 것은, 용이하다.

이상, 본 실시 형태에 관한 용접 조인트(10)는, 변태 개시 온도가 250℃ 이하이므로, 용접 금속(4)은, 강재(1)로부터 구속된 상태에서 마르텐사이트 변태한다. 이때, 용접 금속(4)은, 팽창하려고 하고 있으므로, 강재(1)로부터 압축 잔류 응력이 부여된 상태이다. 이 결과, 용접 조인트(10)의 피로 특성이, 기가 사이클 영역의 진동 환경에 있어서도 견딜 수 있는 내피 강도까지 향상된다. 또한, 용접 금속의 켄칭성이 향상되므로, 미세한 조직으로 되어 충분한 파괴 인성을 갖는 용접 조인트(10)를 제공할 수 있다.

본 실시 형태의 용접 조인트(10)에 사용되는 강재(1)는, 특별히 한정되지 않지만, 상기한 과제가 현저화되는, 판 두께가 30㎜ 이상 또는 50㎜ 이상인 강재를 사용하는 것이 바람직하다. 또한, 판 두께의 상한값은 120㎜ 또는 200㎜인 것이 바람직하다. 한 쌍의 강재라 하고 있지만, 한 쌍의 강재는 반드시 동일한 판 두께·성분 등이 아니어도 된다.

또한, 본 실시 형태의 용접 조인트(10)에 사용되는 강판(1)의 조성은, 사용하는 인서트 메탈(3)의 조성과의 조합에 의해, 형성되는 용접 금속(4)의 변태 개시 온도가 250℃ 이하로 되도록 조정되어 있다. 사용하는 강재(1)는, 특별히 한정되지 않지만, 바람직하게는 C를 0.2질량％ 이하로 제한된 강재이며, 항복 강도가 355㎫ 이상이다. 인장 강도를 690㎫ 이하 또는 780㎫ 이하로 제한해도 된다. 이러한 고강도 강판으로서는, 공지의 성분 조성의 용접용 구조용 강으로부터 제조한 강판이면 된다.

또한, 강재(1)의 조성은, 특별히 한정되지 않지만, 예를 들어, 질량％로, C:0.01 내지 0.08％, Si:0.05 내지 0.80％, Mn:0.8 내지 2.5％, P:0.03％ 이하, S:0.02％ 이하, Al:0.008％ 이하, Ti:0.005 내지 0.030％를 함유하고, 잔량부 철 및 불가피적 불순물인 강 조성인 것이 바람직하다. 그리고 이 조성을 기본 성분으로 하고, 모재[강재(1)] 강도나 조인트 인성의 향상 등, 요구되는 성질에 따라, Cr, Mo, Ni, Cu, W, Co, V, Nb, Ti, Zr, Ta, Hf, REM, Y, Ca, Mg, Te, Se, B 중 1종 또는 2종 이상을 합계 8％ 이하로 함유하는 강을 사용할 수 있다. 구체적인 예로서는, 질량으로, Cu:0.1 내지 1.0％, Ni:0.1 내지 6.0％, Cr:0.1 내지 1.0％, Mo:0.1 내지 0.6％, Nb:0.01 내지 0.08％, V:0.01 내지 0.10％, B:0.0005 내지 0.0050％의 1종 또는 2종 이상을 함유하는 강 조성인 것이 바람직하다. 한편, 강재(1)에 이들 합금 성분을 함유한 경우 강재 가격이 매우 고가로 된다. 실용상으로는, 고가인 합금 성분을 함유한 인서트재를 사용하여 용접한 쪽이, 훨씬 저렴한 용접 조인트를 얻을 수 있다. 이로 인해, 이들 합금 성분을 제한해도 된다. 예를 들어, Ni, Cr, Mo, Cu 중 1종 또는 2종 이상을 합계로 4％ 이하, 2％ 이하 또는 1％ 이하를 함유하는 강을 사용해도 된다. 또한, Cr, Mo, Ni, Cu, W, Co, V, Nb, Ti, Zr, Ta, Hf, REM, Y, Ca, Mg, Te, Se, B 중 1종 또는 2종 이상을 합계 4％ 이하 또는 2％로 함유하는 강을 사용해도 된다.

이하, 강재(1)로서의 성분 한정의 필요성에 대해 서술한다. 또한, 이하의 기재에 있어서 ％라 함은 질량％를 나타낸다.

구조용의 강으로서 충분한 강도를 얻기 위해서는, 강재(1)에 함유되는 C의 양은 0.01％ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 필요에 따라, 강재(1)에 함유되는 C의 양을 0.02％ 이상 또는 0.03％ 이상으로 제한해도 된다. 용접 금속(4)의 이상 경화에 의한 인성 저하를 방지하기 위해, C의 함유량을 0.12％ 이하로 제한해도 된다. 필요에 따라, 강재(1)에 함유되는 C의 양을 0.08％ 이하 또는 0.06％ 이하로 제한해도 된다.

용접 금속(4)에서 양호한 인성을 얻기 위해서는, 강재(1)에 함유되는 Si의 양을 0.80％ 이하로 하는 것이 바람직하다. 필요에 따라, 강재(1)에 함유되는 Si의 양을 0.50％ 이하, 0.30％ 이하 또는 0.15％ 이하로 제한해도 된다. Si의 함유량의 하한은 특별히 정할 필요는 없지만, 적절한 탈산 처리를 위해 0.05％ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 필요에 따라, Si의 함유량을 0.08％ 이상으로 제한해도 된다.

Mn은 마이크로 조직을 적정화하는 효과가 큰 저렴한 원소이다. 구조용의 강으로서 필요한 강도와 인성을 확보하기 위해, 강재(1)에 Mn의 양을 0.8 내지 2.5％ 첨가하는 것이 바람직하다. 용접 금속(4)의 이상 경화를 방지하기 위해, 강재(1)에 함유시키는 Mn의 양의 상한을 2.3％, 2.0％ 또는 1.9％로 제한해도 된다.

P 및 S는 불가피적 불순물이지만, 인성 등을 열화시키므로, 각각 0.03％ 이하 및 0.02％ 이하로 제한하는 것이 바람직하다. 인성을 개선하기 위해서는, 낮은 쪽이 바람직하고, 강재(1)에 함유되는 P의 양의 상한을 0.02％, 0.015％ 또는 0.010％로 제한하고, S의 양의 상한을 0.015％, 0.010％ 또는 0.006％로 제한해도 된다.

용접 금속(4)의 인성을 높이기 위해, 강재(1)의 Al의 함유량은 0.008％ 이하로 하는 것이 바람직하다. 인성의 향상을 위해, Al의 함유량의 상한을 0.006％, 0.005％ 또는 0.003％로 제한해도 된다.

용접 금속(4)의 인성을 높이기 위해, 적절한 양의 Ti 산화물을 생성시키는 것이 바람직하다. 이를 위해, 강재(1)에 함유되는 Ti의 양은 0.005 내지 0.030％로 하는 것이 바람직하다. 필요에 따라, Ti의 함유량의 상한을 0.025％, 0.020％ 또는 0.015％로 제한해도 된다. 또한, Ti의 함유량의 하한을 0.007％ 또는 0.009％로 제한해도 된다.

Cu는, 강재(1)의 강도나 인성을 향상시키는 원소이며, 필요에 따라 첨가해도 된다. 강도나 인성을 향상시키기 위해서는, 0.1％ 이상 또는 0.3％ 이상의 Cu를 첨가해도 된다. 한편, 다량의 Cu 첨가에 의한 강재(1)의 흠집 등을 방지하기 위해, Cu 함유량의 상한은, 1.0％로 하는 것이 바람직하다. 필요에 따라, Cu 함유량의 상한을 0.7％ 또는 0.5％로 제한해도 된다.

Ni는 강재(1) 및 용접 금속(4)의 인성을 향상시키는 데 유용한 원소이며, 강재(1)에 Ni의 양을 0.1％ 이상 첨가해도 된다. 한편, Ni는 고가이므로, 6.0％ 이하로 하는 것이 바람직하다. 강재(1)의 가격을 저감시키기 위해, Ni의 함유량의 상한을, 2.0％, 1.0％ 또는 0.5％로 제한해도 된다.

Mo는, 강도를 향상시키는 데 유효한 원소이며, 필요에 따라, 강재(1)에 Mo의 양을 0.1％ 이상 첨가해도 된다. 다량으로 첨가하면 용접 금속(4)이 이상 경화되어, 인성이 저하되므로, 0.6％ 이하로 하는 것이 바람직하다. 필요에 따라, 강재(1)에 함유되는 Mo의 양을 0.2％ 이하 또는 0.15％ 이하로 제한해도 된다.

Nb는, 강재(1)의 강도나 인성 향상에 유효한 원소이며, 필요에 따라, 강재(1)에 Nb의 양을 0.01％ 이상 첨가해도 된다. 다량으로 첨가하면 용접 금속(4)의 인성이 저하되므로, Nb의 함유량은 0.08％ 이하로 하는 것이 바람직하다. 필요에 따라, Nb의 함유량을 0.05％ 이하 또는 0.03％ 이하로 제한해도 된다.

V는, 강재(1)의 강도의 향상에 유효한 원소이며, 필요에 따라, 0.01％ 이상을 첨가해도 된다. 다량으로 첨가하면 용접 금속(4)의 인성이 저하되므로, V의 함유량은 0.10％ 이하로 하는 것이 바람직하다. 필요에 따라, V의 함유량을 0.07％ 이하 또는 0.04％ 이하로 제한해도 된다.

B는, 강재(1)의 강도의 향상에 유효한 원소이며, 필요에 따라, 강재(1)에 B의 양을 0.0005％ 이상 첨가해도 된다. 다량으로 첨가하면 용접 금속(4)의 인성이 저하되므로, B의 함유량은 0.0050％ 이하로 하는 것이 바람직하다. 필요에 따라, B의 함유량을 0.0020％ 이하 또는 0.0015％ 이하로 제한해도 된다.

Ca 및 REM은, 내(耐)라멜라 티어 특성 향상에 유효한 원소이며, 필요에 따라, 강재(1)에 Ca 및 REM의 양을 0.0005％ 이상 첨가해도 된다. 다량으로 첨가하면 강재(1)의 인성이 저하되므로, 이들의 함유량은 0.0050％ 이하로 하는 것이 바람직하다.

Mg는, 강재(1)의 용접 열영향부의 인성 향상에 유효하며, 0.0003％ 이상 첨가해도 된다. 다량으로 첨가하면 강재의 인성이 저하되므로, Mg의 함유량은 0.0050％ 이하로 하는 것이 바람직하다.

용접 금속(4)의 조성은, 예를 들어, Ni:0.5 내지 4.0％ 및 Cr:0.5 내지 6.0％를 함유하는 것이 바람직하다. 이에 의해, 변태 개시 온도 Ms를 250℃ 이하로 하기 쉬워진다. 또한, 고가인 Ni의 함유량을 억제함으로써, 저비용으로 피로 강도를 향상시킨 용접 조인트(10)를 얻을 수 있다. 이 경우, 질량으로, Mo:0.1 내지 2.0％ 및 Cu:0.1 내지 5.0％의 1종 또는 2종을 더 함유하고, Ni, Cr, Mo, Cu를 합계로 1.1 내지 10.0％를 함유하는 강 조성인 것이 바람직하다. 이와 같이, Mo, Cu의 1종 또는 2종을 함유시킴으로써, 피로 강도를 향상시키고, 충분한 파괴 인성을 얻는 것이 가능해진다.

또는, 용접 금속(4)의 조성을, 상기 이외에, 예를 들어, Ni:4.0 내지 6.0％를 함유하도록 해도 된다. 이 경우, Ni의 함유량을 많게 함으로써, 인성을 향상시키는 것이 가능해진다. 이 경우, 질량으로, Cr:0.1 내지 6.0％, Mo:0.1 내지 2.0％ 및 Cu:0.1 내지 5.0％의 1종 또는 2종 이상을 더 함유하고, Ni, Cr, Mo, Cu 합계로 4.1 내지 10.0％를 함유하는 강 조성인 것이 바람직하다. 이와 같이, Mo, Cu의 1종 또는 2종을 함유시킴으로써, 피로 강도를 향상시키고, 충분한 파괴 인성을 얻는 것이 가능해진다.

Ni는, 용접 금속(4)의 변태 개시 온도 Ms를 낮게 하고, 용접 조인트(10)의 피로 강도 향상을 위해 유효한 원소이다. 또한, 강도나 인성 등의 조인트 특성을 향상시키는 원소이기도 하다. 용접 금속에 Ni를 함유시키는 경우의 Ni 함유량의 하한은, 피로 강도의 향상 효과를 충분히 기대할 수 있는 최저한으로서 0.5％로 하는 것이 바람직하다. 확실하게 피로 강도를 향상시키기 위해서는, Ni 함유량의 하한을 1.0％ 또는 2.0％로 하는 것이, 보다 바람직하다. 또한, 용접 금속의 Ni 함유량이 6.0％를 상회하는 경우에는, 용접 금속(4)이 저온에서 변태하는 베이나이트나 마르텐사이트로 변태하지 않고 오스테나이트인 채로 냉각이 종료될 가능성이 있어, 피로 강도 향상을 기대할 수 없게 된다. 이에 의해, Ni 함유량의 상한을 6.0％로 하는 것이 바람직하다.

Cr 및 Mo는, 용접 금속(4)의 변태 개시 온도 Ms를 저감시키고, 강도를 향상시키고, 켄칭성을 확보시키는 원소이다. 특히, Cr과 Mo는, Ni보다도, 용접 금속(4)의 강도 향상 및 켄칭성 확보의 효과가 높다. 이 효과를 이용하여, 용접 금속(4)을 마르텐사이트 등의 변태 온도가 낮은 조직으로 변태시키고, 용접 조인트(10)의 피로 강도를 보다 향상시키기 위해서는, Cr, Mo의 함유량은, 0.1％ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 한편, Cr과 Mo는, Ni에 비해 용접 금속(4)의 인성 향상의 효과는 낮으므로, 과도하게 함유시키면, 용접 금속(4)의 인성이 저하될 우려가 발생하므로, Cr의 함유량의 상한은 6.0％, Mo의 함유량의 상한은 2.0％로 하는 것이 바람직하다.

또한, Ni의 함유량이 4.0％ 이하인 경우, 용접 금속(4)의 변태 개시 온도 Ms를 확실하게 250℃ 이하로 하기 위해, 0.5％ 이상의 Cr의 함유가 필요하다. Ni의 함유량이 2.0％ 이하인 경우에 Cr의 함유량의 하한을 1.5％ 또는 2％로 제한하고, Ni의 함유량이 1.0％ 이하인 경우에 Cr 함유량의 하한을 2.0％ 또는 2.5％로 제한해도 된다. 용접 금속(4)의 인성 저하를 피하기 위해, Cr 함유량의 하한을 4.0％ 또는 3.0％로 제한해도 된다. 마찬가지 이유에 의해, Mo의 함유량의 하한을 1％, 0.5％ 또는 0.2％로 제한해도 된다. 필요에 따라, Ni의 함유량이 4.0％를 초과하는 경우라도, Cr의 함유량의 하한을 0.5％로 제한해도 된다.

Cu도, Cr과 Mo와 마찬가지로, 용접 금속(4)의 변태 개시 온도 Ms의 저감, 강도 향상 및 켄칭성 확보의 효과가 있는 원소이다. Cu는, 변태 개시 온도 Ms의 저감, 강도 향상 및 켄칭성 확보의 효과를 얻기 위해, Cu 함유량의 하한을 0.1％로 하는 것이 바람직하다. 그러나 Cu는 용접 금속 중에 과도하게 첨가하면 용접 금속에 Cu 균열을 발생시킬 우려가 있으므로, Cu 함유량의 상한값은 5.0％로 하는 것이 바람직하다. 보다 바람직하게는, Cu의 함유량의 상한값이 0.3％이다.

본 발명의 용접 금속(4)은, 또한, 이하의 목적으로 성분 원소를 이하의 함유 범위로 함유할 수 있다.

B는 켄칭성을 비약적으로 향상시키는 원소이며, 용접 금속(4)의 켄칭성을 확보하고, 용접 금속(4)의 마이크로 조직을 보다 고강도로 한다. 또한, 고온에서 변태 개시하는 조직의 생성을 억제하고, 보다 낮은 온도에서 변태하는 마이크로 조직으로 하는 작용이 있다. 일반적으로, 강재(1)에 비해 용접 금속(4)은 산소 함유량이 높으므로, B는 산소와 결합해 상기한 효과를 빼앗겨 버릴 우려가 있다. 그러나 본 실시 형태의 대상인 RPEB 용접에서는, 산소량이나 질소량이 지극히 적게 되어 있으므로, 용접 금속 중의 B에 의한 상기 켄칭성 및 마이크로 조직 제어에 의한 인장 강도 및 피로 강도를 개선하기 위해서도, B 함유량의 하한은 0.0003％로 충분하다. 한편, B 첨가량의 상한은, 0.0003％를 상회하는 양을 첨가해도 B 첨가로 얻어지는 효과가 그다지 증가하지 않으므로, 0.005％로 하는 것이 바람직하다.

Nb, V, Ti는 모두 용접 금속(4) 중에서 탄화물을 형성해 강도를 증가시키는 작용을 갖는 원소이며, Nb, V, Ti의 1종 또는 2종 이상을 용접 금속(4) 중에 적은 양 함유함으로써 조인트 강도의 향상이 도모된다. Nb, V, Ti의 1종 또는 2종 이상의 합계 함유량의 하한은, 0.005％를 하회하면, 조인트 강도의 향상을 그다지 기대할 수 없게 되므로, 그 합계 함유량의 하한을 0.005％로 하는 것이 바람직하다. 한편, 상기 합계 함유량이 0.3％를 상회하면, 용접 금속(4)의 강도가 과대해져, 조인트 특성상, 문제가 발생하므로, 상기 합계 함유량 상한을 0.3％로 하는 것이 바람직하다. 또한, Ti에 관해서는, 용접 금속(4)의 강도 향상 효과에 더하여, 용접 아크를 안정시키는 작용이 있으므로, Ti를 함유시키는 경우에는, 바람직하게는 Ti 함유량의 하한을 0.003％로 하는 것이 바람직하다. 또한, 용접 금속(4)의 인성 향상을 위해, Al의 함유량의 하한을 0.003％, 0.005％ 또는 0.008％로 제한해도 된다.

용접 금속(4)의 조성을 상기한 바와 같이 하기 위해서는, 인서트 메탈(3)을 사용하여 전자 빔 용접 등을 행한다. 용접 조건으로부터 비드 폭, 즉 용접 금속(4)의 폭을 고정밀도로 추정할 수 있으므로, 목표로 하는 용접 금속(4)의 성분으로 되도록, 인서트 메탈(3)의 성분 및 그 두께를 선정하면 된다. 예를 들어, 인서트 메탈(3)로서, 순Ni, 또는, Ni:1 내지 10％, Cr:0.1 내지 2.0％, Mo:0.1 내지 2.0％ 및 Cu:0.1 내지 5.0％의 1종 또는 2종 이상을 합계로 0.5 내지 10.0％ 함유하는 메탈박을 사용할 수 있다.

본 실시 형태에서는, 용접 금속(4)의 경도는, 모재인 강재(1)의 경도의 140％ 이내인 것이 바람직하다. 용접 금속(4)은, 변태 개시 온도 Ms를 저온화시키고, 용접 금속(4)의 변태 시의 팽창량을 실온에서 활용할 수 있도록 하기 위해, 마르텐사이트 조직화하는 것이 바람직하다. 그러나 용접 금속(4)의 조직이 지나치게 단단하면 국소적인 응력의 증대에 의한 파괴 인성값 δc의 저하를 초래하므로, 140％ 이하로 억제하는 것이 바람직하다.

용접 금속(4)의 조성이 Ni:0.5 내지 6.0％, Cr:0.1 내지 6.0％, Mo:0.1 내지 2.0％ 및 Cu:0.1 내지 5.0％의 1종 또는 2종 이상을 합계로 0.5 내지 10.0％, 바람직하게는, 1.1 내지 10.0％를 함유하는 조건을 만족하고, 또한, 모재로 되는 강재(1)와 인서트 메탈(3)을 사용하여 형성한 용접 금속(4)의 성분간의 밸런스를 적절하게 조정하는 것이나 용접 후의 냉각 속도를 조정하는 것이 바람직하다. 이에 의해, 용접 금속(4)의 경도가 지나치게 높아지지 않도록 할 수 있으므로, 용접 금속(4)과 강재(1)의 경도차[용접 금속(4)의 경도가, 강재(1)의 경도의 140％ 이내]를 조정할 수 있다.

또한, 용접 금속(4)의 변태 개시 온도 Ms를 확실하게 저감시키기 위해서도, 용접 금속(4)에 있어서의 Ni, Cr, Mo 및 Cu의 함유량의 합계를, 0.5％ 이상, 1.0％, 2.0％ 또는 3.0％ 이상으로 제한해도 된다.

또한, 용접 금속(4)의 이상 경화를 방지하여 용접 금속(4)의 인성을 향상시키기 위해, 용접 금속(4)의 조성을 사용한 하기 수학식 (b)에 의해 산출되는 용접 금속(4)의 켄칭성 지수 D_I가, 0.1 이상 3.0 이하인 것이 바람직하다.

용접 금속(4)의 켄칭성 지수 D_I가 3.0을 초과하면, 용접 금속의 경도가 높아져 인성이 저하되므로, 켄칭성 지수 D_I는 3.0 이하가 바람직하다. 필요에 따라, D_I값의 상한을 1.2, 0.9 또는 0.7로 제한해도 된다. 한편, 켄칭성 지수 D_I값이 지나치게 낮으면, 마르텐사이트 조직으로 되지 않으므로, D_I값을 0.1 이상으로 하는 것이 바람직하다. 확실하게 마르텐사이트 조직으로 하기 위해, D_I값의 하한을 0.2 이상, 0.25 이상 또는 0.3 이상으로 제한해도 된다.

본 실시 형태에서는, 고에너지 밀도 빔을 사용한 용접의 조건을 특별히 한정하지 않지만, 예를 들어, 전자 빔 용접의 경우, 판 두께 80㎜를 사용하였을 때, 전압 175V, 전류 120㎃, 용접 속도 125㎜/분 정도의 조건에서 행해진다. 또한, 전자 빔 용접은, 통상, 10 내지 3mbar 이하의 고진공하에서 용접이 행해지지만, 상술한 RPEBW법과 같은 저진공도, 예를 들어, 1mbar 정도의 진공하에서 용접한 용접 조인트라도, 본 실시 형태를 적용할 수 있다.

또한, 전자 빔 용접 시에 전자 빔의 조사 영역이 커지면, 강재(1)에 부여하는 입열량이 과대해지고, FL부[Fusion Line, 강재(1)와 용접 금속(4)의 경계부]의 조직이 조대화되어 버려, 안정적으로 FL부의 파괴 인성값 δc를 확보하는 데 있어서 바람직하지 않다.

또한, RPEBW 용접을 이용하여 용접 조인트(10)를 제작하는 경우에는, 진공 챔버 내에서, 고진공 상태에서 전자 빔 용접(EBW 용접)에 의해 제작한 용접 조인트에 비해, 용접 금속의 폭이 증대하는 경향에 있다.

이로 인해, 본 실시 형태에서는, RPEBW 용접을 이용한 경우라도, 용접 조인트(10)의 파괴 인성값 δc를 안정적으로 확보하기 위해, 도 1b에 도시하는 용접 금속(4)의 폭 w를, 모재인 강재(1)의 판 두께 t의 20％ 이하 또는 10％ 이하로 하는 것이 바람직하다.

본 실시 형태에 있어서, 용접부(6)의 국부적인 급속 가열 및 급속 냉각에 적합하므로, 고에너지 밀도 빔으로서 전자 빔을 사용하였지만, 이것에 한정되는 것은 아니다.

다음으로, 본 발명을 실시예에 기초하여 설명하지만, 실시예에 있어서의 조건은, 본 발명의 실시 가능성 및 효과를 확인하기 위해 채용한 일 조건예이며, 본 발명은, 이 일 조건예에 한정되는 것은 아니다. 즉, 본 발명은, 본 발명의 요지를 일탈하지 않고, 본 발명의 목적을 달성하는 한에 있어서, 다양한 조건 내지 조건의 조합을 채용할 수 있다.

실시예

표 1에 나타내는 화학 성분을 갖는 강재(1 내지 20)를 사용하여 표 2에 나타내는 성분을 갖는 인서트 메탈을 삽입하여, 표 3에 나타내는 용접 조건에 의해 전자 빔 용접 및 레이저 빔 용접에 의해 맞댐 용접하여 용접 조인트를 형성하였다.

표 중의 변태 개시 온도 Ms(℃)는, 상술한 바와 같이, Ms＝371－353C－22Si－24.3Mn－7.7Cu－17.3Ni－17.7Cr－25.8Mo의 수학식을 사용하여 구하였다.

도 2에 도시되는 용접 조인트 내에 있어서, 조인트 피로 시험편(23)을 채취하고, 조인트 피로 시험편(23)의 이면(23a)을 기계 연삭하여 시험편의 표면측으로부터 피로 균열이 발생하도록 고안하였다. 축력, 응력비 0.1, 반복 속도 5㎐로 피로 시험을 행하고, 2×10⁶회의 피로 강도를 구하였다. 또한, 도 2의 용접 조인트 내에 있어서 초음파 시험편(24)을 채취하고, 2×10⁶회의 피로 강도 및 2×10⁹회까지의 기가 사이클에서의 피로 강도를 구하고, 그 저하 비율을 구하고, 조인트 피로 시험에서 구한 2×10⁶회의 피로 강도에 그 저하 비율을 곱하여, 기가 사이클하에서의 조인트 피로 강도(추정값)를 평가하였다. 그 결과를 용접 조건과 함께 표 4, 표 5에 나타낸다.

용접 조인트의 성능에 관하여, 파괴 인성값 δc(㎜)는, CTOD(Crack Tip Opening Displacement:균열 선단 개구 변위) 시험에 있어서, －10℃의 시험 온도에서 구한 값이다. CTOD 시험이라 함은, 결함이 존재하는 구조물의 파괴 인성을 평가하는 시험의 하나이며, 본 실시예에서는, 3개의 용접 조인트의 평균값을 구하였다.

조인트 인장 강도(㎫)는, (재)니혼카이지쿄카이(NK:Nippon Kaiji Kyokai) 강선 규칙·동 검사 요령(K편 재료) U1호 시험편을 제작하여, 조인트 인장 시험을 행한 결과이며, 파단한 강도를 나타내는 것이다.

표 4, 표 5를 참조하면, 조인트 No.2, 6, 8, 10 및 12에서는, 변태 개시 온도가, 250℃를 초과하고 있으므로, 용접 금속(4)에 있어서 용접부에 인장 잔류 응력이 존재하고, 2×10⁶회의 피로 강도, 기가 사이클하에서의 조인트 피로 강도가 대폭으로 저하되어 있는 것을 알 수 있다. 이에 대해, 조인트No.1, 3, 4, 5, 7, 9, 11, 13 내지 20에서는, 용접부가 250℃ 이하의 온도에서 변태가 발생하고, 압축 잔류 응력이 작용하고 있으므로, 2×10⁶회의 피로 강도가 모두 260㎫을 초과하고 있고, 또한, 기가 사이클하에서의 조인트 피로 강도가 모두 200㎫을 초과하고 있다. 따라서, 조인트 No.1, 3, 4, 5, 7, 9, 11, 13 내지 20에서는, 기가 사이클하에서의 조인트 피로 강도가 크게 저하되어 있지 않은 것을 알 수 있다.

본 발명에 따르면, 고강도 강판을 고에너지 밀도 빔에 의해 용접하여 용접 구조체로 할 때, 기가 사이클 영역의 진동 환경에 있어서의 내피로 특성을 갖고, 또한, 파괴 인성값 δc가 충분히 높은 용접 조인트를 형성할 수 있어, 해상 풍력 발전탑의 기초 부재로서 산업상 이용 가능성이 높다.

1 : 강재
2 : 개선
3 : 인서트 메탈
4 : 용접 금속
5 : 압축 응력
6 : 용접부
21 : 강판
22 : 용접 비드
23 : 조인트 피로 시험편
24 : 초음파 피로 시험편

Claims

한 쌍의 강재와,
상기 한 쌍의 강재간의 맞댐 용접부에, 고에너지 밀도 빔에 의해 용접되어 형성된 용접 금속을 구비하고,
상기 한 쌍의 강재의 C 함유량이 0.01 내지 0.08질량%의 범위이고,
상기 용접 금속의 질량％의 조성을 사용한 하기 수학식 (a)에 의해 산출되는 변태 개시 온도 Ms가, 250℃ 이하이고, 상기 맞댐 용접부에 압축 잔류 응력이 부여되고 있는 것을 특징으로 하는, 용접 조인트.
제1항에 있어서, 상기 용접 금속이, Ni:0.5 내지 4.0질량％ 및 Cr:0.5 내지 6.0질량％를 함유하는 것을 특징으로 하는, 용접 조인트.
제2항에 있어서, 상기 용접 금속이, Mo:0.1 내지 2.0질량％ 및 Cu:0.1 내지 5.0질량％의 1종 또는 2종을 함유하고,
Ni, Cr, Mo, Cu를 합계로 1.1 내지 10.0질량％를 함유하는 것을 특징으로 하는, 용접 조인트.
제1항에 있어서, 상기 용접 금속이, Ni:4.0 내지 6.0질량％를 함유하는 것을 특징으로 하는, 용접 조인트.
제4항에 있어서, 상기 용접 금속이, Cr:0.1 내지 6.0질량％, Mo:0.1 내지 2.0질량％ 및 Cu:0.1 내지 5.0질량％의 1종 또는 2종 이상을 함유하고,
Ni, Cr, Mo, Cu를 합계로 4.1 내지 10.0질량％를 함유하는 것을 특징으로 하는, 용접 조인트.
제1항 내지 제5항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 강재가, Si:0.05 내지 0.80질량％, Mn:0.8 내지 2.5질량％, P≤0.03질량％, S≤0.02질량％, Al≤0.008질량％, Ti:0.005 내지 0.030질량％를 함유하고,
잔량부 철 및 불가피적 불순물인 것을 특징으로 하는, 용접 조인트.
제6항에 있어서, 상기 강재가, Cu:0.1 내지 1.0질량％, Ni:0.1 내지 6.0질량％, Cr:0.1 내지 1.0질량％, Mo:0.1 내지 0.5질량％, Nb:0.01 내지 0.08질량％, V:0.01 내지 0.10질량％, B:0.0005 내지 0.0050질량％의 1종 또는 2종 이상을 함유하는 것을 특징으로 하는, 용접 조인트.
제1항 내지 제5항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 강재의 두께가 30㎜ 이상 200㎜ 이하인 것을 특징으로 하는, 용접 조인트.
제6항에 있어서, 상기 강재의 두께가 30㎜ 이상 200㎜ 이하인 것을 특징으로 하는, 용접 조인트.
제7항에 있어서, 상기 강재의 두께가 30㎜ 이상 200㎜ 이하인 것을 특징으로 하는, 용접 조인트.
제1항 내지 제5항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 고에너지 밀도 빔이 전자 빔인 것을 특징으로 하는, 용접 조인트.
제6항에 있어서, 상기 고에너지 밀도 빔이 전자 빔인 것을 특징으로 하는, 용접 조인트.
제7항에 있어서, 상기 고에너지 밀도 빔이 전자 빔인 것을 특징으로 하는, 용접 조인트.
제8항에 있어서, 상기 고에너지 밀도 빔이 전자 빔인 것을 특징으로 하는, 용접 조인트.