KR101346961B1 - 전자 빔 용접 조인트 및 전자 빔 용접용 강재와 그 제조 방법 - Google Patents

전자 빔 용접 조인트 및 전자 빔 용접용 강재와 그 제조 방법 Download PDF

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Abstract

질량%로 C: 0.02% 내지 0.10%, Si: 0.03% 내지 0.30%, Mn: 1.5% 내지 2.5%, Ti: 0.005% 내지 0.015%, N: 0.0020% 내지 0.0060%, O: 0.0010% 내지 0.0035%, Mg: 0.0003% 내지 0.0027%, Ca: 0.0003% 내지 0.0027%를 적어도 함유하고, Al: 0.015% 이하, P: 0.015% 이하, S: 0.010% 이하로 각각 제한하고, 잔량부 철 및 불가피적 불순물로 이루어지고, 0.0006%≤Mg+Ca≤0.0040%를 만족하고, 지표값 CeEBB가 0.42% 내지 0.65%이며, 상기 강재의 판 두께 방향을 따른 단면의 판 두께 중심부에 있어서, 원 상당 직경이 1.0㎛ 이상인 산화물의 수가 20개/mm2 이하이고, 상기 판 두께 중심부에 있어서, Mg를 7% 이상 함유하는 원 상당 직경이 0.05㎛ 이상 0.5㎛ 미만인 산화물의 수가 1×103 내지 1×105개/mm2인 전자 빔 용접용 강재.

Description

전자 빔 용접 조인트 및 전자 빔 용접용 강재와 그 제조 방법{ELECTRON BEAM WELDED JOINT, STEEL MATERIAL FOR USE IN ELECTRON BEAM WELDED JOINT, AND MANUFACTURING METHOD THEREOF}
본 발명은 개선면에 판상 또는 박 형상의 인서트 메탈이 끼워진 피용접부에, 전자 빔이 조사되어 용접되는 전자 빔 용접용 강재와 그 제조 방법, 또한, 이 강재의 개선면에 인서트 메탈이 끼워진 피용접부에 전자 빔을 조사하여 형성된 전자 빔 용접 조인트에 관한 것이다.
본원은, 2010년 11월 22일에, 일본에 출원된 일본 특허 출원 제2010-260582호에 기초해서 우선권을 주장하고, 그 내용을 여기에 원용한다.
최근 들어, 지구 환경의 온난화의 한 요인인 CO2 가스의 삭감이나, 석유 등의 화석 연료의 장래적인 고갈에 대처하기 위해서, 재생 가능한 자연 에너지의 이용이 적극적으로 시도되고 있다. 풍력 발전도, 유망시되고 있는 재생 가능 에너지의 하나로서, 대규모의 풍력 발전 공장이 건설되고 있다.
풍력 발전에 가장 적합한 지역은, 끊임없이 강풍을 기대할 수 있는 지역이다. 그로 인해, 해상 풍력 발전이, 세계적인 규모로 계획되어 실현되고 있다(특허 문헌 1 내지 4, 참조).
해상에 풍력 발전용 철탑을 건설하기 위해서는, 해저의 지반에, 철탑의 기초 부분을 박아넣을 필요가 있다. 해수면에서부터, 풍력 발전용의 터빈의 날개 높이를 충분히 확보하기 위해서는, 기초 부분도 충분한 길이를 갖는 것이 필요하다.
그 때문에, 철탑의 기초 부분의 구조는, 판 두께가 50mm 초과, 예를 들어 100mm 정도, 직경이 4m 정도의 큰 단면을 갖는 강관 구조가 된다. 이 철탑의 높이는 80m 이상에 달한다. 그리고, 최근 들어, 풍력 발전용 철탑과 같은 거대한 강구조물을, 건설현장 근처의 해안에서, 전자 빔 용접으로 간이하게, 게다가, 고능률로 조립할 것이 요구되고 있다.
즉, 판 두께 100mm나 되는 매우 두꺼운 강판을, 건설현장에서, 게다가, 고능률로 용접한다는, 종래에 없는 기술적 요청이 이루어지고 있다.
일반적으로, 전자 빔 용접, 레이저 빔 용접 등의 고에너지 밀도 빔 용접은, 효율적인 용접이다. 그러나, 레이저 빔으로 용접할 수 있는 판 두께에는 한도가 있다. 또한, 종래의 전자 빔 용접은 고진공 상태로 유지하여 진공 챔버 내에서 행할 필요가 있었다. 그로 인해, 종래, 고에너지 밀도 빔 용접으로 용접할 수 있는 강판의 판 두께나 크기는, 용접 장치의 능력이나 진공 챔버 내의 크기에 따라 제한되어 있었다.
이에 반해, 최근 들어, 피용접부의 근방을 감압하여, 판 두께 100mm 정도의 매우 두꺼운 강판을, 효율 좋게 건설현장에서 용접할 수 있는 전자 빔 용접 방법이 제안되어 있다. 예를 들어, 영국의 용접 연구소에서는, 저진공하에서 시공이 가능한 용접 방법(RPEBW: Reduced Pressured Electron Beam Welding: 감압 전자 빔 용접)이 개발되었다(특허 문헌 5, 참조).
이 감압 전자 빔 용접(RPEBW)을 사용하면, 풍력 발전탑용 철탑과 같은 대형 구조물을 건설할 경우에도, 용접하는 부분을, 국소적으로 진공 상태로 두어 효율적으로 용접할 수 있다. RPEBW법에서는, 진공 챔버 내에서 용접하는 방법에 비해, 진공도가 낮은 상태에서 용접하는 용접 방법인데, 종래의 아크 용접에 비해, 용접 금속(WM)의 인성의 향상을 기대할 수 있다.
일반적으로, 용접 구조물의 안전성을 정량적으로 평가하는 지표로서, 파괴 역학에 기초한 파괴 인성값(δc)이 알려져 있다. δc는, CTOD(Crack Tip Opening Displacement: 균열단부 개구 변위) 시험으로 구할 수 있다. 파괴 인성에는 시험편의 크기가 영향을 미치므로, 종래의 V 노치 샤르피 충격 시험과 같은 소형 시험에서 양호한 결과가 얻어져도, 대형 강구조물의 용접 조인트에 대한 CTOD 시험에서, 0℃에서 0.5mm 이상의 양호한 파괴 인성값(δc)이 얻어진다고는 할 수 없다.
또한, 전자 빔 용접법은, 전자 빔이 갖는 에너지에 의해, 용접부의 모재를 일단 용융하여 응고시켜서 용접하는 방법이며, 통상, 전자 빔 용접법에 의한 용접부의 성분 조성은 모재(강재)와 거의 동등하다. 한편, 일렉트로 가스 용접 등의 대입열 아크 용접법에서는, 용접 와이어 등에 의해, 용접 금속의 경도나, 파괴 인성값(δc) 등의 기계 특성을 조정한다. 통상의 전자 빔 용접법에서는 용접 와이어는 이용되지 않는다.
따라서, 전자 빔 용접 조인트의 파괴 인성값(δc)을 향상시키기 위해서, 용접 금속(WM)의 경도나 청정도를 적정화하는 방법이 제안되어 있다(예를 들어, 특허 문헌 6, 7 참조). 특허 문헌 6에는, 용접 금속의 경도를, 강재(모재)의 경도의 110% 초과 220% 이하로 하고, 또한, 용접 금속의 폭을 강재(모재)의 판 두께의 20% 이하로 하는 것이 제안되어 있다. 또한, 특허 문헌 7에는, 용접 금속 중의 O의 양을 20ppm 이상으로 하고, 입경 2.0㎛ 이상의 산화물의 양을 10개/mm2 이하로 하는 것이 제안되어 있다.
일본 특허 공개 2008-111406호 공보 일본 특허 공개 2007-092406호 공보 일본 특허 공개 2006-322400호 공보 일본 특허 공개 2006-037397호 공보 국제 공개 99/16101호 팸플릿 일본 특허 공개 2007-21532호 공보 일본 특허 공개 2008-88504호 공보
해상 풍력 발전용 철탑의 건설에 있어서는, 강재를 맞대서 용접한 후, 용접부에 열처리를 행하지 않고 그대로 사용하므로, 용접 금속(WM) 및 용접 열 영향부(HAZ: Heat-Affected Zone. 이하, 간단히 "열 영향부"라고 함)에는, 우수한 인성이 요구된다. 전자 빔 용접의 경우, 용접 와이어를 사용하지 않으므로, 모재의 성분 조성을 조정하여, 용접 금속 및 열 영향부의 인성을 제어하게 된다.
종래, 용접 금속에서의 개재물, 용접 금속의 경도와 모재의 경도의 관계, 또는, 용접 금속의 폭을 제어하는 방법이 제안되어 있으나, 열 영향부의 인성이 불충분하면, 용접부의 전체적인 파괴 인성은 저하한다.
또한, 판상 또는 박 형상의 Ni(인서트 메탈)를 용접면(개선면)에 대고 전자 빔 용접을 행하여, 용접 금속(WM)의 인성을, 모재의 인성 이상으로 높일 수 있다. 그러나, 이 경우도 모재의 성분 조성이 적정하지 않으면, 용접 금속의 경도와 열 영향부의 경도의 차가 현저해진다. 그러면 경도의 차가 매우 커진 부분인 열 영향부의 파괴 인성값(δc)이 크게 저하하게 된다.
또한, 본 발명자들의 검토에 의하면, 전자 빔 용접 조인트에 있어서는, 인서트 메탈을 사용하지 않는 경우에도, 인성 향상을 위해 적절한 성분 조성이, 용접 금속과 열 영향부에서 반드시 일치하지는 않는다. 그로 인해, 종래의 아크 용접용 고HAZ 인성 강에, 그대로 전자 빔 용접을 실시해도, 용접 금속에서 높은 인성을 얻을 수 없다. 한편, 전자 빔 용접에 의해 형성되는 용접 금속의 인성을 고려해서, 아크 용접용 강재의 성분 조성을 최적화해도, 열 영향부에서 고인성은 얻을 수 없다.
즉, 전자 빔 용접과 아크 용접은, 용접 방법 및 형성되는 조인트 구조의 점에서 기본적으로 상이하기 때문에, 전자 빔 용접에 관한 과제는, 아크 용접에 관한 과제 해결 방법으로 해결할 수는 없다.
본 발명은 이러한 실정을 감안해서 이루어진 것으로, 본 발명의 목적은, 해상 풍력 발전용 철탑의 기초 부분을 구성하는 판 두께 45mm 이상의 강재이며, 개선면에 판상 또는 박 형상의 인서트 메탈이 끼워진 피용접부에 전자 빔을 조사하여, 고강도이면서 또한, 용접 금속(WM), 열 영향부(HAZ), 모재(BM: Base Metal)의 파괴 인성값이 적절하게 균형잡힌 용접 조인트를 형성할 수 있는 전자 빔 용접용 강재와 그 제조 방법이다. 본 발명의 다른 목적은, 이 강재의 개선면에 판상 또는 박 형상의 인서트 메탈이 끼워진 피용접부에 전자 빔을 조사하여 형성된 전자 빔 용접 조인트를 제공하는 것이다.
본 발명은 개선면에 판상 또는 박 형상의 인서트 메탈이 끼워진 피용접부에 전자 빔을 조사하여 용접되는 전자 빔 용접용 강재에 있어서, Mn을 1.5% 질량 이상 첨가하여 켄칭성을 확보한다. 또한, 이 강재에 강력한 탈산 원소인 Mg 및/또는 Ca를 동시에 첨가하여, Mg를 포함하는 미세한 산화물을 생성시켜, 입자 성장을 억제하는 피닝 입자나, 입자 내 변태의 생성 핵으로서 이용한다. 이에 의해, 강재(BM), 열 영향부(HAZ) 및 용접 금속(WM)의 파괴 인성값을 적절하게 균형잡히게 한다.
특히, 용접 와이어를 사용하지 않고, WM 폭 및 HAZ 폭이 좁고, 입열량이 낮은 전자 빔 용접에 있어서는, 용접 금속(WM) 및 열 영향부(HAZ)에, Mg를 포함하는 미세한 산화물을 분산시키는 것이, 열 영향부(HAZ)에서의 오스테나이트 입자의 조대화를 억제함과 함께, 입자 내 페라이트의 생성에 현저하게 기여하여, 용접부에서의 파괴 인성의 향상에 공헌한다.
그리고, 본 발명에서는, 새롭게 도입한 전자 빔 용접 켄칭성 지표식 CeEBB, CeEBW를 제어하여, 강재(BM), 용접 금속(WM) 및 열 영향부(HAZ)의 파괴 인성을 적절하게 균형 잡아, 인서트 메탈을 사용해서 형성된 전자 빔 용접 조인트 전체적으로 필요한 파괴 인성을 확보한다. 또한, 본 발명에서는, 켄칭성을 높이기 위해서 Mn량을 증대시키고, 한편으로, Cr, Mo, Cu, Ni, 및/또는 Nb의 각 양을 저감하여, 전자 빔 용접용 강재의 제조 비용을 저감한다.
전자 빔 용접 켄칭성 지표 CeEBB, CeEBW는, 인서트 메탈을 사용하여 형성하는 전자 빔 용접 조인트의 파괴 인성의 향상을 위해, 본 발명자들이 신규하게 도입한 지표이다. 지표 CeEBB, CeEBW의 기술적 의의에 대해서는, 아울러 도입한 지표(비) "C/CeEBB"(C: C 함유량)의 기술적 의의와 함께 후술한다.
본 발명의 요지는 이하와 같다.
(1) 본 발명의 일 형태에 관한 전자 빔 용접 조인트는, 강재가 전자 빔으로 용접되어, 용접 금속이 형성된 전자 빔 용접 조인트이며, 상기 강재의 조성이, 질량%로, C: 0.02% 내지 0.10%, Si: 0.03% 내지 0.30%, Mn: 1.5% 내지 2.5%, Ti: 0.005% 내지 0.015%, N: 0.0020% 내지 0.0060%, O: 0.0010% 내지 0.0035%, Mg: 0.0003% 내지 0.0027%, Ca: 0.0003% 내지 0.0027%, Nb: 0% 내지 0.020%, V: 0% 내지 0.030%, Cr: 0% 내지 0.50%, Mo: 0% 내지 0.50%, Cu: 0% 내지 0.25%, Ni: 0% 내지 0.50% 및 B: 0% 내지 0.0030%를 함유하고, Al: 0.015% 이하로 제한하고, P: 0.015% 이하로 제한하고, S: 0.010% 이하로 제한하고, 잔량부가 철 및 불가피적 불순물로 이루어지고, 상기 강재의 조성 중의 Mg 및 Ca의 질량%로 나타낸 함유량이, 0.0006%≤Mg+Ca≤0.0040%를 만족하고, 상기 강재의 조성을 하기의 식 1에 대입해서 구해지는 지표값 CeEBB가 0.42% 내지 0.65%이며, 상기 강재의 판 두께 방향을 따른 단면의 판 두께 중심부에 있어서, 원 상당 직경이 1.0㎛ 이상인 산화물의 수가 20개/mm2 이하이고, 상기 판 두께 중심부에 있어서, Mg를 7% 이상 함유하는 원 상당 직경이 0.05㎛ 이상 0.5㎛ 미만인 산화물의 수가 1×103 내지 1×105개/mm2이며, 상기 용접 금속의 조성이, 질량%로 C: 0.02% 내지 0.10%, Si: 0.03% 내지 0.30%, Mn: 1.2% 내지 2.4%, Ni: 1.0 내지 2.3%, Ti: 0.005% 내지 0.015%, N: 0.0020% 내지 0.0060%, O: 0.0004% 내지 0.0020%, Mg: 0.0003% 내지 0.0027%, Ca: 0.0003% 내지 0.0027%, Nb: 0% 내지 0.020%, V: 0% 내지 0.030%, Cr: 0% 내지 0.50%, Mo: 0% 내지 0.50%, Cu: 0% 내지 0.25% 및 B: 0% 내지 0.0030%를 함유하고, Al: 0.015% 이하로 제한하고, P: 0.015% 이하로 제한하고, S: 0.010% 이하로 제한하고, 상기 용접 금속의 조성 중의 Mg 및 Ca의 질량%로 나타낸 함유량이, 0.0006%≤Mg+Ca≤0.0040%를 만족하고, 상기 용접 금속의 조성을 하기의 식 2에 대입해서 구해지는 지표값 CeEBW가 0.56% 내지 0.73%인 것을 특징으로 하는 전자 빔 용접 조인트.
CeEBB=C+1/4Mn+1/15Cu+1/15Ni+1/5Cr+1/5Mo+1/5V … (식 1)
여기서, C, Mn, Cu, Ni, Cr, Mo 및 V는, 각각 상기 강재의 조성 중의 각 원소의 질량%이며,
CeEBW=C+1/4Mn+1/15Cu+1/15Ni+1/5Cr+1/5Mo+1/5V … (식 2)
여기서, C, Mn, Cu, Ni, Cr, Mo 및 V는, 각각 상기 용접 금속의 조성 중의 각 원소의 질량%이다.
(2) 상기 (1)의 전자 빔 용접 조인트에 있어서, 상기 지표값 CeEBB에 대한 질량%로 나타낸 상기 강재의 C량의 비인 C/CeEBB가 0.02 내지 0.15이어도 된다.
(3) 상기 (1) 또는 (2)의 전자 빔 용접 조인트에 있어서, 상기 강재의 두께가 45 내지 150mm이어도 된다.
(4) 상기 (1) 또는 (2)의 전자 빔 용접 조인트에 있어서, 상기 용접 금속의 CTOD값을 δWM, 용접 열 영향부의 CTOD값을 δHAZ, 강재의 CTOD값을 δBM이라고 정의하면, 0.8≤δBM/δWM≤1.25 및 0.3≤δHAZ/δWM≤1.1을 만족하는 것을 특징으로 하는 제1항 또는 제2항에 기재된 전자 빔 용접 조인트.
(5) 본 발명의 다른 일 형태에 관한 전자 빔 용접용의 강재는, 상기 강재의 성분이, 질량%로 C: 0.02% 내지 0.10%, Si: 0.03% 내지 0.30%, Mn: 1.5% 내지 2.5%, Ti: 0.005% 내지 0.015%, N: 0.0020% 내지 0.0060%, O: 0.0010% 내지 0.0035%, Mg: 0.0003% 내지 0.0027%, Ca: 0.0003% 내지 0.0027%, Nb: 0% 내지 0.020%, V: 0% 내지 0.030%, Cr: 0% 내지 0.50%, Mo: 0% 내지 0.50%, Cu: 0% 내지 0.25%, Ni: 0% 내지 0.50% 및 B: 0% 내지 0.0030%를 함유하고, Al: 0.015% 이하로 제한하고, P: 0.015% 이하로 제한하고, S: 0.010% 이하로 제한하고, 잔량부가 철 및 불가피적 불순물로 이루어지고, 상기 강재의 조성 중의 Mg 및 Ca의 질량%로 나타낸 함유량이, 0.0006%≤Mg+Ca≤0.0040%를 만족하고, 상기 강재의 조성을 하기의 식 1에 대입해서 구해지는 지표값 CeEBB가 0.42% 내지 0.65%이며, 상기 강재의 판 두께 방향을 따른 단면의 판 두께 중심부에 있어서, 원 상당 직경이 1.0㎛ 이상인 산화물의 수가 20개/mm2 이하이고, 상기 판 두께 중심부에 있어서, Mg를 7% 이상 함유하는 원 상당 직경이 0.05㎛ 이상 0.5㎛ 미만인 산화물의 수가 1×103 내지 1×105개/mm2인 것을 특징으로 하는 전자 빔 용접용 강재.
CeEBB=C+1/4Mn+1/15Cu+1/15Ni+1/5Cr+1/5Mo+1/5V … (식 1)
여기서, C, Mn, Cu, Ni, Cr, Mo 및 V는, 각각 상기 강재의 조성 중의 각 원소의 질량%이다.
(6) 상기 (5)의 전자 빔 용접용의 강재에 있어서, 상기 지표값 CeEBB에 대한 질량%로 나타낸 상기 강재의 C량의 비인 C/CeEBB가, 0.02 내지 0.15이어도 된다.
(7) 상기 (5) 또는 (6)의 전자 빔 용접용의 강재에 있어서, 상기 강재의 두께가 45 내지 150mm이어도 된다.
(8) 본 발명의 다른 일 형태에 관한 제조 방법은, 상기 (5) 또는 (6)의 전자 빔 용접용의 강재의 제조 방법이며, 상기 강재를 주조할 때, 상기 강재를, 1300 내지 1100℃의 온도 영역에서의 냉각 속도가 9℃/min 이상이 되도록 냉각하는 공정과, 상기 주조 공정 후, 상기 강재를 950 내지 1150℃로 가열하고, 그 후, 가공 열처리를 실시하는 공정을 갖는다.
전자 빔 용접 조인트에 있어서, 소정의 CTOD값(파괴 인성값)을 확보하기 위해서는, 강재(BM), 용접 금속(WM) 및 열 영향부(HAZ)의 파괴 인성값을 적절하게 균형잡히게 하는 것이 중요하다.
즉, 강재(모재)와 파괴 인성과 열 영향부의 파괴 인성이 우수해도, 용접 금속의 파괴 인성이 떨어지면, 용접 금속이 파괴의 기점이 된다. 또한, 용접 금속의 파괴 인성이 우수해도, 열 영향부의 파괴 인성이 떨어지면, 열 영향부를 기점으로 해서 파괴가 진행한다. 이와 같이, 용접 조인트의 각 부에서 파괴 인성에 편차가 있으면, 용접 조인트 전체적인 파괴 인성은 열화된다.
전자 빔 용접을 적용한 항복 강도 355MPa급의 강재의 용접부(용접 금속 및 열 영향부)에서의 취성 파괴는, 구 오스테나이트 입자의 주변에 생성되는 조대한 입계 페라이트나, 구 오스테나이트 입자의 내부에 라스 형상으로 생성되는 상부 베이나이트나 페라이트 사이드 플레이트 등이 파괴의 기점이 되어 녹이 발생한다.
그리고, 상부 베이나이트나 구 오스테나이트 입계로부터 생성된 조대한 페라이트가 기점이 되어 취성 파괴할 때의 파면 단위는, 구 오스테나이트의 입경에 의존한다. 따라서, 석출물에 의한 피닝 효과나 입자 내 변태를 이용하여 용접 금속 및 열 영향부에서의 구 오스테나이트의 입경을 작게 함으로써, 용접부의 파괴 인성을 개선할 수 있다.
따라서, 본 발명에서는, 매우 강력한 탈산 원소인 Mg 및 Ca를 동시에 강에 첨가하여, 강재(모재)뿐만 아니라, Ni를 포함하는 인서트 메탈을 개재시켜서 전자 빔 용접된 용접부의 용접 금속 및 열 영향부의 구 오스테나이트 입자 내에, 적절한 입경의 Mg를 포함하는 미세한 산화물을 적당량 분산시킨다. 입열량이 낮은 전자 빔 용접에서는, 열 영향부(HAZ)에, Mg를 포함하는 미세한 산화물이 잔존하여, 입자 성장을 억제하는 피닝 입자로서 기능하므로, 열 영향부에서의 입자 성장이 억제되어 파괴 인성이 향상된다.
또한, 미세한 Mg 함유 산화물은, 입자 내 변태의 생성 핵이 되어, 열 영향부에 입자 내 페라이트를 생성시킨다. 그 결과, 특히 열 영향부의 조직이 미세해져, 강재(모재), 열 영향부 및 용접 금속의 파괴 인성이 향상함과 함께, 이들 3개의 파괴 인성의 균형이 향상된다.
본 발명에 따르면, 항복 강도 355MPa급의 강재의 용접부에, Ni를 포함하는 인서트 메탈을 개재시켜 전자 빔 용접하여 형성된 전자 빔 용접 조인트에 있어서, 용접 금속 및 열 영향부에서의 파괴 인성의 열화를 억제할 수 있다. 또한, 강재(모재), 열 영향부 및 용접 금속의 파괴 인성이 적절하게 균형잡힌 전자 빔 용접 조인트를 제공하고, 또한, 이 용접 조인트를 형성할 수 있는 강재를 저비용으로 제공할 수 있다.
도 1은 강재의 강도 및 인성과 금속 조직의 관계를 정성적으로 도시하는 도면이다.
도 2a는 켄칭성과 용접 금속의 결정립 직경의 관계를 정성적으로 도시하는 도면이다.
도 2b는 켄칭성과 열 영향부의 고탄소 마르텐사이트량의 관계를 정성적으로 도시하는 도면이다.
도 3은 강재(모재)의 경도에 대한 용접 금속의 경도의 비와, 용접 금속 및 열 영향부의 파괴 인성의 관계를 정성적으로 도시하는 도면이다.
도 4는 CeEBB와 용접 금속 및 열 영향부의 파괴 인성값(δc)의 관계를 정성적으로 도시하는 도면이다.
도 5는 열 영향부의 파괴 인성값과 C/CeEBB의 관계를 정성적으로 도시하는 도면이다.
도 6은 노치를 도입한 시험편을 도시하는 도면이다.
도 7은 용접 조인트의 CTOD 시험 결과와, 강재에 포함되는 산화물의 개수의 관계를 도시하는 도면이다.
도 8a는 주조편의 냉각 속도와, 강재에 포함되는 미소한 Mg 함유 산화물 입자의 수의 상관을 도시하는 도면이다.
도 8b는 주조편의 냉각 속도와, 강재에 포함되는 조대한 산화물 입자의 수의 상관을 도시하는 도면이다.
도 9는 강재 중의 전체 산소량과, 강재에 포함되는 미소한 Mg 함유 산화물 입자의 수의 상관을 도시하는 도면이다.
해상 풍력 발전용 철탑의 건설에서는, 강재를, 용접한 후, 조인트부에 열처리를 행하지 않고 그대로 사용한다. 이로 인해, 용접 금속 및 열 영향부에는, 우수한 인성이 요구된다. 본 발명에서는, 용접 금속의 인성을 강재(모재)와 동등하게까지 높이기 위해서, 용접부에, Ni를 포함하는 인서트 메탈을 개재시켜서 전자 빔 용접을 행한다.
종래, 전자 빔 용접은, Cr이나 Mo를 다량으로 함유하는 강(소위 Cr-Mo 강)이나 스테인리스강 또는 고Ni 강 등, 용접 금속의 산화물의 생성이 필요하지 않은 강재에 적용되어 왔다. 스테인리스강의 열 영향부에는 취화 상이 생성되지 않는다. 또한, Cr-Mo 고강도 강의 경우, 열 영향부의 조직은, 도 1에 정성적으로 나타낸 바와 같이 인성이 우수한 하부 베이나이트가 되어, 매우 높은 인성이 얻어진다.
본 발명의 실시 형태에 따른 전자 빔 용접 조인트에 사용하는 강재의 판 두께나 강도는, 특별히 한정되지 않지만, 예를 들어 해상 풍력 발전용 철탑 등에 사용되는, 판 두께가 45 내지 150mm, YP(항복점)가 약 315MPa 내지 550MPa, TS(인장 강도)가 약 450MPa 내지 690MPa인 구조용 강을 적절하게 사용할 수 있다. 필요에 따라서, 판 두께 상한을 120mm 또는 130mm로 해도 된다. YP 하한을 340MPa 또는 355MPa로, YP 상한을 500MPa, 460MPa 또는 420MPa로 해도 된다. TS 하한을 470MPa 또는 490MPa로, TS 상한을 600MPa, 570MPa 또는 550MPa로 해도 된다.
이러한 종류의 강재는, YP가 약 355MPa인 구조용 강이며, Cr-Mo 고강도 강에 비해 강도가 낮고, 열 영향부의 조직은, 도 1에 정성적으로 나타낸 바와 같이 인성이 낮은 상부 베이나이트가 된다. 이러한 강재를 전자 빔 용접하면, 특히, 열 영향부에서는, 입계 페라이트나 상부 베이나이트 등의 조대한 조직이 발달하여, 고탄소 마르텐사이트(섬 형상 마르텐사이트 또는 M-A constituent라고도 함)가 생성되기 쉽다. 따라서, 구조용 강을 전자 빔 용접하는 경우, 열 영향부의 인성의 확보는 용이하지 않다.
조직과 인성의 관계에 대해서는, 결정립 직경의 미세화가 특히 용접 금속의 인성의 향상에 유효한 것, 고탄소 마르텐사이트가 특히 열 영향부의 인성을 저하시키는 것이 알려져 있다. 또한, 성분과 조직의 관계에 대해서는, 켄칭성 지표 Ceq를 크게 하면, 도 2a에 도시한 바와 같이 용접 금속의 입경이 미세해지는 것, 도 2b에 도시한 바와 같이 열 영향부의 고탄소 마르텐사이트가 증가하는 것이 알려져 있다.
또한, 용접 금속 및 열 영향부의 인성을 높이기 위해서는, 용접 금속의 경도와 강재(모재)의 경도의 균형이 중요하다. 즉, 도 3에 도시한 바와 같이, 강재(모재)의 경도에 대하여 용접 금속의 경도를 높이면, 용접 금속의 인성은 향상된다. 그러나, 용접 금속의 경화의 영향에 의해 열 영향부에 변형이 집중되기 때문에, 열 영향부의 인성은 저하한다. 따라서, 인성이 떨어지는 상부 베이나이트의 생성을 방지하기 위하여 켄칭성을 높이면, 용접 금속의 경화가 일어나고, 이 영향에 의해 열 영향부의 인성이 손상된다는 문제가 발생한다.
이와 같이, 강의 켄칭성과 WM의 결정립 직경이나 HAZ의 고탄소 마르텐사이트의 관계, 강재(모재)의 경도에 대한 WM의 경도의 비와 용접 조인트의 인성의 관계는, 정성적으로는 공지된 것이었다. 그러나, 종래, 강재의 성분에 따라 용접 조인트의 파괴 인성의 균형을 제어한다는 생각은 존재하지 않았다. 그 때문에, 예를 들어 켄칭성을 높인 강재(모재)를 전자 빔 용접하면, WM의 인성은 향상되지만, HAZ의 인성이 현저하게 저하하는 등의 문제가 발생하였다.
따라서, 본 발명자들은, 인서트를 개재시켜서 형성된 전자 빔 용접에 있어서, 우수한 인성을 확보하기 위해, 전자 빔 용접에 적합한 켄칭성을 표시하는 지표를 검토하여, 새롭게 "전자 빔 용접 켄칭성 지표 CeEBB, CeEBW"를 고안해서 도입하였다. 즉, 하기 (식 1)로 정의하는 "강재의 전자 빔 켄칭성 지표 CeEBB" 및 하기 (식 2)로 정의하는 "용접 금속의 전자 빔 켄칭성 지표 CeEBW"는, 전자 빔 용접 조인트의 파괴 인성을 보다 높이기 위해서, 조직의 형성에 크게 영향을 미치는 켄칭성에 착안하여, 필요한 조직의 생성을 확실하게 확보하는 것을 고려한 새로운 지표이다.
CeEBB=C+1/4Mn+1/15Cu+1/15Ni+1/5Cr+1/5Mo+1/5V … (식 1)
여기서, C, Mn, Cu, Ni, Cr, Mo 및 V는, 각각 전자 빔 용접 조인트의 모재, 즉, 전자 빔 용접 조인트에 사용하는 강재에서의 각 성분의 함유량(질량%)이다. CeEBB값의 단위는 질량%이다.
CeEBW=C+1/4Mn+1/15Cu+1/15Ni+1/5Cr+1/5Mo+1/5V … (식 2)
여기서, C, Mn, Cu, Ni, Cr, Mo 및 V는, 각각 전자 빔 용접 조인트의 용접 금속에서의 각 성분의 함유량(질량%)이다. CeEBW값의 단위는 질량%이다.
또한, 이들 성분 중 어느 하나가 강재에 첨가되어 있지 않은 경우, 그 원소의 함유량에 0을 대입하여 (식 1) 및 (식 2)를 사용하면 된다.
예를 들어, Cu, Ni, Cr, Mo 및 V가 모두 함유되지 않은 강재의 경우, CeEBB는 상기 식 (식 1) 대신에 하기의 식 (식 1')를, CeEBW는 상기 식 (식 2) 대신에 하기의 식 (식 2')를 사용하면 된다.
CeEBB=C+1/4Mn … (식 1')
CeEBW=C+1/4Mn … (식 2')
단, Cu, Ni, Cr, Mo 및 V가 불가피적 불순물로서 함유하고 있는 경우에는, (식 1) 및 (식 2)에 의해 CeEBB 및 CeEBW를 계산하는 것이 바람직하다.
상기 (식 1)로 정의하는 CeEBB는, 경도와 상관하는 공지된 탄소 당량 Ceq(=C+1/6Mn+1/15Cu+1/15Ni+1/5Cr+1/5Mo+1/5V)을 바탕으로, Mn이, 전자 빔 용접시에 증발해서 감소하여, 켄칭성이 저하하는 것을 고려해서 작성된 지표이다. 또한, 인서트 메탈을 개재시켜서 형성하는 전자 빔 용접 조인트에 있어서, 경험적으로 얻어진, Mn의 감소에 기인하는 켄칭성의 저하 정도에 기초하여, Mn의 계수를 1/4로 하였다. 이 계수의 값은 공지의 Ceq에서의 Mn의 계수 1/6보다 크다.
지표값 CeEBB는, (1) 강재(모재)의 성분을 조정함으로써, Ni 함유 박을 사용한 전자 빔 용접 후의 용접 금속에서의 켄칭성을 필요한 범위로 확보하고, (2) 이 용접 금속에 있어서, 미세한 페라이트의 생성을 촉진하고, 또한, (3) 열 영향부에 있어서, 인성을 저하시키는 상부 베이나이트나 고탄소 마르텐사이트 등의 생성을 억제하기 위한 지표이다.
도 4에, 전자 빔 용접 조인트에서의 용접 금속(WM) 및 열 영향부(HAZ)의 파괴 인성값(δc)과 CeEBB의 관계를 정성적으로 나타낸다. 실선의 곡선은 용접 금속의 파괴 인성값(δcwm)이며, 파선의 곡선은 열 영향부의 파괴 인성값(δcha)이다. 2점 쇄선의 곡선은, 가상적으로 WM의 경도의 영향을 무시했을 경우의 열 영향부의 파괴 인성값(HAZ 인성의 예측값)이다. 이러한 HAZ 인성의 예측값은, HAZ의 열 이력을 모의한 열처리를 실시한 시험편을 사용하여 파괴 인성 시험을 행한 경우 등에 의해 측정할 수 있는 파괴 인성값이다.
WM의 파괴 인성값(δcwm)은 인서트 메탈(Ni박 등)을 사용함으로써, 강재(모재)와 동등하게까지 향상된다. 지표값 CeEBB가 커지면, HAZ에서는 고탄소 마르텐사이트의 증가와 HAZ의 경화에 의해 HAZ 인성의 예측값이 저하한다. 또한, CeEBB가 커지면 WM이 경화하고, 그 영향을 받아, δcha는 HAZ 인성의 예측값보다 저하한다. 또한, Ni박 등을 사용하는 경우, CeEBB가 낮아도 인성에는 문제없지만, 강도가 저하하기 때문에, CeEBB에 하한값을 정할 필요가 있다.
이와 같이, 지표값 CeEBB에 의해 용접 금속 및 열 영향부의 파괴 인성을 종합적으로 평가하는 것이 가능하게 된다. 지표값 CeEBB를 적정 범위로 정하면, 열 영향부의 파괴 인성값을 1점 쇄선으로 나타내는 목표값 이상으로 할 수 있다. 후술하는 피닝 입자나 입자 내 변태를 활용하는 경우에는, 피닝이나 입자 내 변태의 효과에 따라서 δcha가 향상하게 된다.
이어서, 본 발명자들은, 강재(모재)의 C량 및 지표값 CeEBB와, 강재(모재), 용접 금속 및 열 영향부의 인성의 관계에 대하여 검토하였다. 그 결과, 강재(모재)의 C량과 CeEBB의 비 "C/CeEBB"의 상한을 제한하는 것이 바람직한 것을 알았다. 이하에, 비 "C/CeEBB"의 기술적 의의에 대하여 설명한다.
비 "C/CeEBB"는, 열 영향부의 켄칭성이 극단적으로 치우치지 않도록 하기 위한 지표이다. 본 발명에서는, 인서트 메탈을 사용하므로, C/CeEBB의 저하에 의한 용접 금속의 켄칭성의 저하는, Ni에 의해 보충할 수 있다. 도 5에, CeEBB와 열 영향부의 파괴 인성값의 관계를 나타낸다.
CeEBB는 켄칭성의 지표이기 때문에, CeEBB가 커지면, 열 영향부에서는 고탄소 마르텐사이트의 생성이 촉진되어 파괴 인성값이 저하한다. 한편, 열 영향부에서는, C량의 증가에 따라 고탄소 마르텐사이트의 생성이 촉진된다. 그로 인해, 도 5에 도시한 바와 같이, 열 영향부의 파괴 인성값을 확보하기 위해서는, C/CeEBB를 제한하는 것이 바람직하다.
본 발명자들은, Ni를 포함하는 인서트 메탈을 개재시켜서 전자 빔 용접한 용접 조인트의 용접 금속의 적정한 성분 조성에 대해서도 검토하였다. 용접 금속에는, Ni를 포함하는 인서트 메탈로부터 Ni가 첨가되므로, 용접 금속에서 인성을 확보함에 있어서, 적정한 Ni량과 CeEBW를 명확하게 할 필요가 있다.
또한, 본 발명자들은, 용접 금속의 파괴 인성값과 열 영향부의 파괴 인성값의 균형을 개선하는 방법에 대하여 검토하였다. 그 결과, 적당량의 Mg 및 Ca를 동시에 첨가하여, 피닝 입자 및 입자 내 변태의 생성 핵으로서 기능하는 Mg를 포함하는 미세한 산화물을 생성시키면, 인서트 메탈이 끼워져 형성된 전자 빔 용접 조인트의 열 영향부 및 용접 금속의 인성이 향상되는 것을 알았다.
후술하는 예비 실험에 의해 산화물 입자의 수와 파괴 인성값의 관계를 조사한 결과, 이하의 지식이 얻어졌다. Mg를 7% 이상 함유하는 산화물 입자는, 그 원 상당 직경이 0.05㎛ 이상일 때에, 높은 효율로 피닝 작용 및 입자 내 변태 촉진 작용을 나타내어, 결정립의 미립자화에 크게 공헌한다. 한편, 입경이 비교적 큰 산화물(Mg 함유 산화물을 포함하는 전체 산화물)의 입자는, 취성 파괴의 기점이 되기도 한다. 특히, 원 상당 직경이 1.0㎛ 이상인 산화물은, 파괴의 기점이 될 경향이 특히 높기 때문에, 그 개수를 가능한 한 제한하는 것이 바람직하다. 그리고 나서, 원 상당 직경이 0.05㎛ 이상 0.5㎛ 미만인, Mg를 7% 이상 포함하는 산화물 입자를 강재에 적당량 함유시키면, 취성 파괴를 발생시키지 않고, 효과적으로 결정립을 미립화할 수 있음을 알았다.
이 예비 실험에서는, 강재 내의 산화물 입자 중, (1) 원 상당 직경이 0.05㎛ 이상 0.5㎛ 미만이고, Mg를 7% 이상 포함하는 산화물 입자(이하, 간단히 "미소한 Mg 함유 산화물"이라고도 함), (2) 원 상당 직경이 1.0㎛ 이상인 전체 산화물(이하, 간단히 "조대한 산화물"이라고도 함)의 2 클래스에 대하여 그 수량을 측정하였다. 그리고 나서, 강재 내의 각 클래스의 산화물 입자의 수량과, 이 강재를 사용한 전자 빔 용접 후의 조인트의 인성값의 관계를 정량적으로 검증하였다.
예비 실험에서는, 소형 실험로를 사용하여, 질량%로 C: 0.07%, Si: 0.06%, Mn: 2.0%, P: 0.007%, S: 0.002%, Ti: 0.009%, Al: 0.004%, Mg: 0.0009%, Ca: 0.0007%, N: 0.005%를 목표로 한 주조편을 제조하였다. 주조편의 제조에 있어서, 각 클래스의 산화물의 개수를 제어하기 위해 이하의 2개의 공정을 제어하였다. (i) 용탕의 진공 탈가스 처리의 처리 시간을 변화시킴으로써 주조편의 전체 산소량을 조정하였다. (ii) 주조시에, 주조편을 냉각하기 위한 냉각 수량을 조정함으로써, 1300 내지 1100℃의 온도 영역의 주조편의 냉각 속도를 1 내지 30℃/min의 범위로 제어하였다. 이 예비 실험에서 제조된 각 주조편의 성분 조성은, 상기의 성분 조성의 목표값과 거의 일치하였다. 또한, 제조된 각 주조편의 전체 산소량은 11ppm 내지 39ppm이었다. 얻어진 주조편을 사용하여, 후술하는 ACC에 의해 판 두께 50mm의 강판을 제조하였다. 상기 강재의 산화물 입자의 개수의 측정 방법은, 후술하는 실시예에서 사용한 방법에 준한다.
또한, 이들 강재에 대하여 전자 빔 용접을 실시하여, 용접 금속의 Ni 농도가 2%가 되도록 개선면에 Ni박을 끼워, I 개선의 맞댐 용접 조인트를 제작하였다. 이 용접 방법의 상세한 것은, 후술하는 실시예에 준한다. 이들 용접 조인트의 융합부(FL) 부분에 노치가 형성된 CTOD 시험편을 제작하여, 시험 온도 0℃에서 CTOD 시험을 실시하였다. 그 결과 얻어진 HAZ의 파괴 인성값, δHAZ가 0.3mm 이상인 경우에는, 그 샘플을 합격으로 하고, 그 이외의 경우에는 불합격으로 하였다. 이 예비 실험의 결과를 도 7 내지 9에 나타내었다. 도 7 내지 9에서, CTOD 시험에 합격한 샘플은 중공의 플롯으로, 불합격한 샘플은 칠한 플롯으로 나타냈다. 또한, 강 중의 산소량이 0.0035% 이하인 샘플은 마름모형, 0.0035% 초과인 샘플은 삼각형의 플롯으로 나타냈다.
도 7은, CTOD 시험의 결과와, 상기 미소한 Mg 함유 산화물 및 상기 조대한 산화물의 개수의 관계를 나타낸다. 도 7상에서, CTOD 시험에 합격한 용접 조인트의 플롯(중공의 마름모형)은 모두, "본 발명의 범위"로서 나타낸 파선의 사각 범위 내에 있다. 즉, HAZ의 CTOD값, δHAZ가 0.3mm 이상이 되는 조건은, (1) 강재의 판 두께 중심부에 있어서, 원 상당 직경이 1.0㎛ 이상인 산화물(상기 조대한 산화물)이 20개/mm2 이하이고, 또한, (2) 판 두께 중심부에 있어서, Mg를 7% 이상 함유하는 원 상당 직경이 0.05㎛ 이상 0.5㎛ 미만인 산화물(상기 미소한 Mg 함유 산화물)이 1×103 내지 1×105개/mm2인 것이었다.
이어서, 주조편의 1300 내지 1100℃의 온도 영역에서의 냉각 속도와, 상기 미소한 Mg 함유 산화물 입자의 수량의 상관을 검토하였다. 도 8a에 도시한 바와 같이, 냉각 속도가 상승하면, 판 두께 중심부에서의 미소한 Mg 함유 산화물의 수량이 증가하는 경향이 있었다. 특히 진공 탈가스 공정에 의해 강 중의 전체 산소량을 0.0035% 이하로 한 샘플(마름모형의 플롯)에서는, 주조편의 냉각 속도가 9℃/min 이상인 경우에, 냉각 속도에 의존하여 산화물의 수량이 증가하는 경향이 명확해졌다. 그 결과, 상기의 전체 산소량 및 냉각 속도의 범위에서, 상기 미소한 Mg 함유 산화물의 수량을 1×103 내지 1×105개/mm2의 범위로 제어할 수 있었다. 도 8a상에서, 이 냉각 속도 범위를 "본 발명의 범위"로서 파선과 화살표로 나타낸다. 또한, 상기의 전체 산소량 및 냉각 속도의 범위를 만족하는 전체 샘플에서, HAZ의 CTOD값, δHAZ는 0.3mm 이상이었다(마름모형의 중공의 플롯).
이어서, 주조편의 1300℃ 내지 1100℃의 온도 영역에서의 냉각 속도와, 상기 조대한 산화물 입자의 수량의 상관을 검토하였다. 도 8b에 도시한 바와 같이, 냉각 속도가 상승하면, 판 두께 중심부에서의 조대한 산화물의 수량이 감소하는 경향이 있었다. 특히 탈기 공정에 의해 강 중의 전체 산소량을 0.0035% 이하로 한 샘플(마름모형의 플롯)에서는, 주조편의 냉각 속도가 9℃/min 이상인 경우, 상기 조대한 Mg 함유 산화물의 수량은 20개/mm2 이하의 범위에 있었다. 도 8b상에서, 이 냉각 속도 범위를 "본 발명의 범위"로서 파선과 화살표로 나타낸다.
이어서, 강 중의 전체 산소량과, 상기 미소한 Mg 함유 산화물 입자의 수량의 상관을 검토하였다. 도 9에 도시한 바와 같이, 전체 산소량이 상승하면, 판 두께 중심부에서의 상기 미소한 Mg 함유 산화물 입자의 수량이 증가하는 경향이 있었다. 전체 산소량이 0.0035% 초과이면, 주조편의 냉각 속도를 9℃/min 이상으로 해도, 상기 미소한 Mg 함유 산화물의 수량을 1×105개/mm2 이하로 제어할 수 없는 경우가 있다. 이 경우, 과잉의 산화물 입자가 취성 파괴의 기점이 되어, CTOD 시험값을 악화시키고 있는 것으로 생각된다. 도 9상에서는, 전체 산소량이 0.0035%(35ppm) 이하인 범위를 "본 발명의 범위"로서 파선과 화살표로 나타낸다. 이 산소량의 범위 내에서는, 주조편의 냉각 속도를 9℃/min 이상으로 한 모든 샘플이, 0.3mm 이상의 δHAZ값을 나타냈다(마름모형의 중공의 플롯).
상기 예비 실험의 결과를 종합해서, 발명자들은 이하의 지식을 얻었다. (1) 판 두께 중심부에 존재하는 조대한 산화물 입자를 적게 하고, (2) 입자 내 변태의 변태 핵이 되는 미소한 Mg 함유 산화물의 양을 적절하게 제어함으로써, 전자 빔 용접 조인트의 열 영향부 및 용접 금속의 파괴 인성을 향상할 수 있다. 또한, 개재물 입자의 크기나 개수를 제어하기 위해서는, (3) 강재 중의 전체 산소 농도를 적절한 범위로 제어하는 것 및 (4) 강재의 주조시의 냉각 속도를 적절한 범위로 제어하는 것이 효과적인 것을 알았다. 또한, 예비 실험에서 얻어진 주조편의 필요 냉각 속도 9℃/min은, 강의 용제 및 주조를 행하는 제강 공장의 레이들 정련 설비나 주조 설비의 조건 등(예를 들어, 진공 탈가스의 진공도, 주조시의 둑의 형상 등)에 따라 변화하는 것으로 생각된다. 이로 인해, CTOD 시험 결과의 향상을 위해서는, 소정의 성분 범위에서 소정의 산화물 입자의 수가 얻어지면 되며, 반드시 주조시의 냉각 속도를 9℃/min 이상으로 한정할 필요는 없다.
상기 예비 실험의 결과를 감안하여, 본 발명은 강재(모재)의 C량, CeEBB, C/CeEBB 및 산화물 입자의 크기나 개수를 적정한 범위 내로 제어하고, 적당량의 Mg 및/또는 Ca를 첨가한다. 그리고, 용접부에 Ni를 포함하는 인서트 메탈이 끼워져 전자 빔 용접될 때에, 강재(모재)의 파괴 인성값에 대한 용접 금속 및 열 영향부의 파괴 인성값의 비가 향상하여, 파괴 인성값(δc)의 편차를 최대한 억제할 수 있다.
본 발명의 실시 형태에 따른 강재의 조성은, 질량%로, 적어도 C: 0.02% 내지 0.10%, Si: 0.03% 내지 0.30%, Mn: 1.5% 내지 2.5%, Ti: 0.005% 내지 0.015%, N: 0.0020% 내지 0.0060%, O: 0.0010% 내지 0.0035%, Mg: 0.0003% 내지 0.0027%, Ca: 0.0003% 내지 0.0027%를 함유한다. 상기 강재의 조성 중의 Mg 및 Ca의 함유량은, 0.0006%≤Mg+Ca≤0.0040%를 만족할 필요가 있다. 또한, 상기 강재의 조성에 포함되는 불가피적 불순물 중, P: 0.015% 이하, S: 0.010% 이하, Al: 0.015% 이하로 제한할 필요가 있다.
또한, 상기 강재는, 필요에 따라서 Nb: 0% 내지 0.020%, V: 0% 내지 0.030%, Cr: 0% 내지 0.50%, Mo: 0% 내지 0.50%, Cu: 0% 내지 0.25%, Ni: 0% 내지 0.50% 및 B: 0% 내지 0.0030%를 함유해도 된다.
상기 강재의 조성의 잔량부는 철 및 불가피적 불순물로 이루어진다.
상기 강재의 용접부에, Ni를 포함하는 인서트 메탈이 끼워져 전자 빔 용접되었을 경우, 용접 금속에 있어서는, Mn 및 O가 감소하고, Ni를 증가시킨다. 그 결과, 용접 금속은, 질량%로 적어도 C: 0.02% 내지 0.10%, Si: 0.03% 내지 0.30%, Mn: 1.2% 내지 2.4%, Ni: 1.0% 내지 2.3%, Ti: 0.005% 내지 0.015%, N: 0.0020% 내지 0.0060%, O: 0.0004% 내지 0.0020%, Mg: 0.0003% 내지 0.0027%, Ca: 0.0003% 내지 0.0027%를 함유한다. 상기 용접 금속의 조성 중의 Mg 및 Ca의 함유량은, 0.0006%≤Mg+Ca≤0.0040%를 만족할 필요가 있다. 또한, 상기 용접 금속의 조성에 포함되는 불가피적 불순물 중, Al: 0.015% 이하, P: 0.015% 이하, S: 0.010% 이하로 제한할 필요가 있다.
또한, 상기 용접 금속은, 필요에 따라서 Nb: 0% 내지 0.020%, V: 0% 내지 0.030%, Cr: 0% 내지 0.50%, Mo: 0% 내지 0.50%, Cu: 0% 내지 0.25% 및 B: 0% 내지 0.0030%를 함유해도 된다.
상기 용접 금속의 조성의 잔량부는 철 및 불가피적 불순물로 이루어진다.
이하, 각 원소의 첨가 이유 및 첨가량에 대하여 설명한다. 또한, %는 질량% 를 의미한다.
C는, 강도의 향상에 기여하는 원소이다. 용접 구조체로서의 강도를 확보하기 위해서 0.02% 이상 첨가한다. C량의 바람직한 하한은 0.03%이며, 보다 바람직하게는 0.04%이다. 한편, C량이 0.10%를 초과하면 켄칭성이 증대하고, 인성이 저하하므로, 상한은 0.10% 이하로 한다. 바람직한 상한은 0.08% 또는 0.07%이며, 보다 바람직하게는 0.06%이다.
Si는, 탈산 원소이며, 강판의 강도를 확보하기 위해서도 유효한 원소이다. 그로 인해 0.03% 이상 첨가한다. 그러나, Si를 과잉으로 첨가하면, 섬 형상 마르텐사이트가 다량으로 생성되고, 특히, 용접 금속 및 열 영향부의 인성이 저하하므로, Si량의 상한을 0.30%로 한다. Si량의 바람직한 상한은 0.25% 또는 0.20%이며, 보다 바람직하게는 0.15%이다.
Mn은, 인성을 확보하고, 또한, 켄칭성을 높여서 강판의 강도를 확보하는데 유효한 원소이다. Mn량이 1.5% 미만에서는, 강재의 인성, 강도 및 켄칭성을 충분히 확보할 수 없다. 또한, 전자 빔 용접시, Mn이 용접 금속으로부터 증발하여 일부 상실된다. 따라서, 강재의 인성, 강도 및 켄칭성, 또한 용접 금속의 켄칭성을 확보하기 위해서, 1.5% 이상의 Mn을 첨가한다.
Mn량의 바람직한 하한은 1.6% 또는 1.7%이며, 보다 바람직하게는 1.8%이다. 단, Mn량이 2.5%를 초과하면, 켄칭성이 과대하게 증대하고, 특히 열 영향부의 인성이 저하하므로, Mn량의 상한을 2.5%로 한다. 바람직한 상한은 2.4%이며, 보다 바람직하게는 2.3%이다.
P는, 불가피적 불순물이며, 강재(BM), 용접 금속(WM) 및 열 영향부(HAZ)의 인성에 악영향을 미친다. 특히, 열 영향부(HAZ)의 인성을 확보하기 위해서는, P는 적은 것이 바람직하고, 0.015% 이하로 제한한다. 바람직한 P량은, 0.010% 이하 또는 0.006% 이하다. P량의 하한을 특별히 한정할 필요는 없으며, 그 하한은 0%이다. 그러나, 제조 비용의 관점에서, 0.001% 미만의 극저 P화는 불필요하며, P량을 0.001% 이상으로 해도 된다.
S는, 불가피적 불순물이며, MnS를 형성한다. MnS는, 미세한 TiN이나, Mg를 포함하는 산화물을 핵으로서 석출하여, Mn 희박 영역을 형성하고, 입자 내 페라이트의 생성(입자 내 변태)을 촉진한다. 이를 위해서는, S를 0.0001% 이상 함유시키는 것이 바람직하다. 바람직한 S량의 하한은 0.001%이다. 필요에 따라서, S량의 하한을 0.002%로 해도 된다. 상기 효과가 불필요한 경우, S량의 하한을 한정하지 않고, 하한을 0%로 해도 된다. 한편, S를 과잉으로 함유하면, 특히, 열 영향부(HAZ)의 인성이 저하하므로, S량의 상한을 0.010% 이하로 제한한다. 바람직한 S량의 상한은 0.007% 또는 0.005% 이하다.
Ti는, N이나 O와 결합하여, 결정립의 미세화에 기여하는 미세한 질화물(TiN)이나 산화물을 형성한다. 입열량이 낮은 전자 빔 용접 조인트에 있어서는, 열 영향부(HAZ)에 미세한 TiN이 잔존하여, 입자 내 변태의 생성 핵으로서 작용한다.
입자 성장의 억제나 입자 내 변태에 의해, 특히 열 영향부(HAZ)의 인성을 향상시키기 위해서 Ti를 0.005% 이상 첨가한다. 바람직한 Ti량의 하한은 0.007% 이상이다. 한편, Ti량이 과잉이면, 조대한 TiN이 생성되어, 오히려 인성이 열화되므로, Ti량의 상한을 0.015%로 한다. 바람직한 Ti량의 상한은 0.012%이다.
N은, Ti와 결합하여 미세한 질화물을 형성하는 원소이다. N은, 강재(모재)의 결정립의 미세화나, 피닝 효과에 의한 열 영향부에서의 입경의 조대화의 방지나, 입자 내 변태에 의한 입경의 미세화에 의해, 특히 열 영향부(HAZ)의 인성을 높인다. 이 효과를 얻기 위해서는, N량의 하한을 0.0020%로 한다. 바람직한 N량의 하한은 0.0030%이다.
한편, N량이 과잉이면, 강재(모재) 및 열 영향부의 인성에 악영향을 미치므로, N량의 상한을 0.0060%로 한다. N량의 바람직한 상한은 0.0050%이다.
O는, Mg를 포함하는 미세한 산화물을 생성한다. 이 첨가 효과를 얻기 위해서 O를 0.0010% 이상 첨가한다. 또한, 본 발명의 실시 형태에 따라 일반적인 조건에서 전자 빔 용접을 행하면, 그 과정에 있어서, 용접 금속에서는, 강재의 O량 중, 약 절반 정도가 상실되는 경우가 많다. 이로 인해, 강재(모재)의 O량의 하한은 0.0015% 이상이 바람직하다. 보다 바람직하게는 0.0020% 이상이다.
그러나, O가 과잉이면, 산화물이 조대해져, 파괴의 기점이 되어, 강재(모재)나 열 영향부의 인성에 악영향을 미친다. 이로 인해, 강재(모재)의 O량의 상한을 0.0035%로 한다. 조성이나 제조 공정 등의 조건에서 강재에 과잉의 산화물이 생성되기 쉬울 경우, O량의 상한을 0.0032%, 0.0029% 또는 0.0025%로 해도 된다.
Mg는, 본 발명에서 매우 중요한 원소이다. Mg는, 미세한 산화물을 형성하여, 입자 내 변태의 촉진에 기여한다. Mg 산화물을 피닝 입자로서 이용하기 위해 Mg를 0.0003% 이상 첨가한다. 입자 내 변태를 촉진하기 위해서는, Mg량이 0.0005%, 또는 0.0007% 이상인 것이 바람직하다.
한편, 0.0027%를 초과하여 Mg를 첨가하면, 조대한 산화물이 생성되기 쉬워져, 강재(모재) 및 열 영향부의 인성이 저하하므로, 상한을 0.0027%로 한다. 보다 바람직한 Mg량의 상한은 0.0025%, 0.0023%, 또는 0.0021%이다.
Ca는, 강력한 탈산 원소이며, Mg 산화물의 조대화를 억제하여, 미세한 Mg의 산화물을 확보하기 위해서, 0.0003% 이상을 첨가한다. 또한, Ca는, CaS를 생성하여, 압연 방향으로 신장한 MnS의 생성의 억제에도 유용하다. 강재의 판 두께 방향의 특성, 특히 내 라멜라티어성을 개선하기 위해서는, 0.0005%, 또는 0.0007% 이상의 Ca 첨가가 바람직하다.
한편, Ca가 0.0027%를 초과하면, 조대한 산화물이 생성되기 쉬워져, 강재(모재) 및 열 영향부의 인성이 저하한다. 따라서, Ca의 상한을 0.0027%로 한다. 보다 바람직한 Ca량의 상한은 0.0025%, 또는 0.0023%이다.
본 발명에서는, Mg 및 Ca를 동시에 첨가한다. 이것은, Ca의 첨가에 의해 탈산을 강화하고, Mg 산화물의 조대화를 억제하기 위해서이다. 즉, Ca는 Mg보다 우선적으로 산화물을 형성하므로, Mg 산화물의 조대화가 억제되고 Mg 함유 미세 산화물의 생성이 촉진된다.
미세한 Mg 산화물은, 피닝 입자 및 입자 내 변태 핵으로서 작용하고, TiN의 생성 핵이 되기도 한다. 구 오스테나이트 입자 내의 페라이트의 핵 생성을 보강하고, 구 오스테나이트 입자 내 조직의 미세화를 도모하여, 조대 오스테나이트의 생성을 억제하기 위해, Mg와 Ca를 합계 0.0006% 이상 첨가한다. Mg와 Ca의 합계량의 하한은, 0.0010% 또는 0.0015%로 해도 된다.
한편, Mg와 Ca의 합계량이 과잉이면, 산화물이 응집해서 조대화하여, 강재(모재) 및 열 영향부의 인성에 악영향을 미치므로, 합계량의 상한은 0.0040%로 한다. Mg와 Ca의 합계량의 상한은 0.0030%가 바람직하고, 더욱 바람직하게는 0.0025%이다.
본 발명의 실시 형태에 따른 강재는, 또한, Al, Nb, 및/또는 V를, 이하의 이유에서 일정 한도 내에서 함유해도 된다.
Al은 필요에 따라서 첨가하는 선택 원소이며, 첨가량은 0%이어도 된다. 첨가한 경우, 탈산 및 마이크로 조직의 미세화에 의해, 강재(모재)의 인성을 향상시키는 효과가 있다. 이 첨가 효과를 얻기 위해서는, 0.001% 이상의 Al 첨가가 바람직하다. 보다 바람직한 Al량은 0.003% 이상 또는 0.005% 이상이다.
단, Al 산화물은, 페라이트 변태 핵 생성 능력이 작아, 입자 내 변태에 거의 기여하지 않으므로, Al을 첨가하는 경우도, 불가피적 불순물로서 혼입되는 경우도, Al량의 상한은 0.015% 이하로 제한한다. Al 산화물이 조대해지면 파괴의 기점이 되므로, 바람직한 상한은 0.012%이다. 보다 바람직하게는 0.010% 이하다.
Nb는, 켄칭성을 향상시켜서 강판의 강도를 높이는데 유효하다. 이로 인해, 필요에 따라서 Nb를 0.001% 이상 첨가해도 된다. 바람직하게는 Nb를 0.003% 이상 첨가한다. 단, Nb를 과잉으로 첨가하면, 특히 열 영향부(HAZ)의 인성이 저하하므로, Nb량의 상한을 0.020%로 한다. 바람직한 Nb량의 상한은 0.012%이며, 보다 바람직하게는 0.010%이다. Nb의 첨가는 필수적이지 않으며, 첨가량이 0%이어도 된다.
V의 첨가는 필수적이지 않으며, V량은 0%이어도 되지만, 필요에 따라 소량의 첨가를 했을 경우, 켄칭성 및 템퍼링 연화 저항을 높이는 효과를 갖는다. 이 첨가 효과를 얻기 위해서는, V를 0.005% 이상을 첨가한다. 바람직하게는 V를 0.010% 이상을 첨가한다. 단, V를 과잉으로 첨가하면, 특히 열 영향부(HAZ)의 인성이 저하하므로, V량의 상한을 0.030%로 한다. 바람직한 V량의 상한은 0.025%이다. 보다 안정된 켄칭성을 추구할 경우, V량을 0.020% 미만 또는 0.018% 이하로 제한해도 된다.
본 발명의 실시 형태에 따른 강재는, 필요에 따라, 또한, Cr, Mo, Cu 및 Ni의 1종 또는 2종 이상을 함유해도 된다. 이들 원소는, 인성의 향상에 유효한 원소이며, 첨가의 효과를 얻기 위해서는, Cr, Mo, Cu, 및/또는 Ni를 0.05% 이상 첨가한다. 이들 각 원소의 첨가는 필수적이지 않고, 첨가량이 0%이어도 된다.
또한, Cr, Mo, Cu 및 Ni는 고가이므로, 경제적 관점에서, Cr: 0.50% 이하, Mo: 0.50% 이하, Cu: 0.25% 이하, Ni: 0.50% 이하로 한다. 특히, Mn량을 높인 본 발명의 실시 형태에 따른 강재에서는, 이들 원소를 과잉으로 첨가하면, 켄칭성이 너무 높아져, 인성의 균형을 손상시키는 경우가 있다. 따라서, 바람직하게는 Cr, Mo, Cu, 및/또는 Ni의 합계량을 0.70% 이하로 하고, 더욱 바람직하게는 이 합계량을 0.50% 이하로 한다.
본 발명의 실시 형태에 따른 강재는, 필요에 따라, 또한 B를 함유해도 된다. B의 첨가는 필수적이지 않으며, B량이 0%이어도 되지만, B를 소량 첨가하면 켄칭성이 크게 향상된다. 이로 인해, 냉각 속도를 확보하는 것이 곤란한 경우 등 필요에 따라서 0.0030%를 상한으로 B를 첨가해도 된다. 켄칭성 향상 효과를 얻기 위해서는, B를 0.0002% 이상 첨가한다.
본 발명의 실시 형태에 따른 강재에서는, 전자 빔 용접했을 경우, 용접 금속의 Mn량 및 O량이, 강재(모재)의 Mn량 및 O량보다 적어진다. 이것은, 전자 빔 용접을 진공 중에서 행할 때에, 용접 금속에서는, Mn의 일부가 증발함과 함께, 산화물이 용접 금속으로부터 부상하여 배출되기 때문이다. 따라서, 용접 금속의 Mn량 및 O량을, 각각 질량%로 Mn: 1.2% 내지 2.4% 및 O: 0.0004% 내지 0.0020%로 한다. 용접 금속의 Mn량의 하한은 1.4% 또는 1.6%이어도 되고, 상한은 2.0% 또는 1.8%이어도 된다.
또한, 본 발명의 실시 형태에 따라 일반적인 조건에서 전자 빔 용접을 행하면, 그 과정에 있어서, 용접 금속에서는, 강재의 O량 중, 약 절반 정도가 상실되는 경우가 많다. 예를 들어, 강재의 O량이 0.0035% 이하일 때, 용접 후의 조인트에 있어서, 용접 금속 중의 O량은 약 0.0020% 이하로 되는 경우가 많다. 용접 금속의 O량을, 20ppm 미만, 19ppm 이하, 18ppm 이하 또는 17ppm 이하로 해도 된다. 용접 금속의 O량의 하한을 반드시 둘 필요는 없지만, 4ppm 이상, 8ppm 이상, 10ppm 이상, 12ppm 이상, 또는 14ppm 이상으로 해도 상관없다.
본 발명의 실시 형태에 따른 강재에 있어서, 전자 빔 용접 조인트를 형성할 때, 용접 금속의 인성을 높이기 위해서, 피용접부(개선 맞댐부)의 개선면에, Ni를 포함하는 인서트 메탈을 끼워 용접 금속에 Ni를 첨가한다. 용접 금속의 인성을 현저하게 높여, 바람직하게는 용접 금속의 파괴 인성값을 강재(모재)의 0.8배 이상으로 하기 위해서는, 용접 금속의 Ni를 1.0% 이상으로 할 필요가 있다. 용접 금속의 Ni량의 하한은, 1.3% 또는 1.6%이어도 된다.
한편, Ni량이 과잉이 되면, 용접 금속의 경도가 상승하여, 열 영향부의 파괴 인성에 악영향을 미친다. 특히, 열 영향부의 인성을 확보하기 위해서, Ni량의 상한을 2.3% 이하로 한다. 또한, 용접 금속의 Ni가 과잉이면, 고탄소 마르텐사이트가 생성되기 쉬워져, 용접 금속의 경도가 상승하고, 파괴 인성이 저하하는 경우가 있다. 용접 금속의 Ni량의 상한은, 2.2% 또는 2.0%이어도 된다.
피닝 효과에 의해 용접 금속의 인성을 높이기 위하여 첨가하는 Mg와 Ca의 양이 적은 경우, 용접 금속의 Ni량을 증가하는 것이 바람직하다. 인서트 메탈로는, Ni 합금, 또는 순 Ni를 사용할 수 있다. 순 Ni를 사용하면 간편하다.
본 발명의 실시 형태에 따른 전자 빔 용접용 강재에서는, 강재(모재)의 조성을 하기 (식 1)에 대입하여, 전자 빔 용접 켄칭성 지표값인 CeEBB를 구하고, 이 지표값 CeEBB를 0.42% 내지 0.65%로 한다. 또한, %는 질량%를 의미한다.
CeEBB=C+1/4Mn+1/15Cu+1/15Ni+1/5Cr+1/5Mo+1/5V … (식 1)
여기서, C, Mn, Cu, Ni, Cr, Mo 및 V는, 각각 강재 성분의 함유량(질량%)이다. CeEBB값의 단위는 질량%이다.
전자 빔 용접 켄칭성 지표 CeEBB를 구하기 위한 (식 1)은 피용접부의 개선면에 Ni를 포함하는 인서트 메탈을 끼움으로써 형성된 전자 빔 용접 조인트의 용접 금속에 있어서, Ni량을 1.0% 내지 2.3%로 하는 것을 고려해서 작성되어 있다.
강재의 전자 빔 용접 켄칭성 지표값 CeEBB의 하한은, 강재(모재)의 강도를 확보하기 위해서 0.42%로 한다. CeEBB는, 바람직하게는 0.45% 이상, 보다 바람직하게는 0.48% 이상으로 해도 된다. 한편, CeEBB가 0.65%를 초과하면, 열 영향부의 파괴 인성이 불충분해지므로, 상한을 0.65%로 한다. 바람직한 상한은 0.60%, 보다 바람직하게는 0.58%로 해도 된다.
본 발명의 실시 형태에 따른 강재의, 판 두께 방향을 따른 단면의 판 두께 중심부에 있어서, 원 상당 직경이 1.0㎛ 이상인 전체 산화물 입자(조대한 산화물 입자)의 수는 20개/mm2 이하로 한다. 또한, 동일하게 판 두께 중심부에 있어서, Mg를 7% 이상 함유하는 원 상당 직경이 0.05㎛ 이상 0.5㎛ 미만인 산화물 입자(미소한 Mg 함유 입자)의 수는 1×103 내지 1×105개/mm2로 한다. 상기 조대한 산화물 입자의 수가 20개/mm2 초과이면, 이 산화물 입자가 파괴의 기점이 되어, 열 영향부 및 용접 금속의 파괴 인성이 불충분해진다. 상기 미소한 Mg 함유 입자의 수가 1×103 미만이면 Mg 함유 입자에 의한 피닝 작용이 불충분해져, 열 영향부 및 용접 금속의 인성에 악영향을 미친다. 상기 미소한 Mg 함유 입자의 수가 1×105 초과이면, 과잉 Mg 함유 입자가 파괴의 기점이 될 경향이 높아져서, 열 영향부 및 용접 금속의 파괴 인성이 불충분해진다.
또한, 상기 조대한 산화물 입자수의 측정 방법으로는, 예를 들어, 강재의 판 두께 방향의 중앙부의 단면 시료를 사용하여, FE-SEM(Field Emission Scanning Electron Microscope)에 의한 측정을 행한다.
또한, 상기 미소한 Mg 함유 산화물 수의 측정 방법으로는, 예를 들어, 강재의 판 두께 방향의 중앙부의 단면 시료를 사용하여 FE-TEM(Field Emission Transmission Electron Microscope)에 의한 측정을 행한다. 또한, 추출 레플리카 막을 제작하여 TEM으로 관찰해서, EDX법(Energy Dispersive X-ray Spectrometry)으로 측정되는 Mg의 중량비가 7% 이상인 입자에 대해, Mg를 7% 이상 함유하는 산화물 입자라고 판정한다.
전자 빔 용접 켄칭성 지표 CeEBB에 대한 C량의 비(C/CeEBB)는, 용접 금속의 켄칭성과, 열 영향부와 강재(모재)의 켄칭성의 균형을 나타내는 지표이다. C/CeEBB는, 0.15 이하의 값을 취하는 것이 바람직하다. C량이, Mn, Cu, Ni, Cr, Mo, 및/또는 V의 양에 대해 과잉이 되어, C/CeEBB가 0.15를 초과하면, 열 영향부의 파괴 인성이 저하하는 경우가 있다. 보다 바람직한 C/CeEBB의 상한은 0.13이며, 더욱 바람직하게는 0.11이다.
한편, Ni를 포함하는 인서트 메탈이 용접부의 개선면에 끼워져서 전자 빔 용접되었을 경우, 강재(모재)의 C/CeEBB의 저하에 의한 용접 금속의 켄칭성의 저하는, Ni로 보충할 수 있다. 따라서, C/CeEBB의 하한은 규정하지 않지만, C량이 하한의 값을 취하고, Mn, Cu, Ni, Cr, Mo 및 V의 양이 상한의 값을 취할 경우가, 실질적으로 C/CeEBB의 하한이 되며, 본 발명에서는 0.02이다.
또한, C량을 증가하고, Cu, Ni, Cr, Mo, 및/또는 V의 양을 저감하면, 합금 비용을 삭감할 수 있으므로, C/CeEBB의 하한은, 보다 바람직하게는 0.04 이상, 더욱 바람직하게는 0.06 이상으로 한다.
또한, 본 발명의 실시 형태에 따른, 용접부의 개선면에 Ni를 포함하는 인서트 메탈이 끼워져서 형성된 전자 빔 용접 조인트에 있어서는, 용접 금속의 조성을 하기 (식 2)에 대입하여, 용접 금속의 전자 빔 용접 켄칭성 지표값인 CeEBW를 구하고, 이 지표값 CeEBW를 0.56% 내지 0.73%로 한다. 또한, %는 질량%를 의미한다.
CeEBW=C+1/4Mn+1/15Cu+1/15Ni+1/5Cr+1/5Mo+1/5V … (식 2)
여기서, C, Mn, Cu, Ni, Cr, Mo 및 V는, 각각 용접 금속에서의 성분의 함유량(질량%)이다. CeEBW값의 단위는 질량%이다.
용접 금속의 CeEBW는, 용접 금속의 켄칭성을 확보하기 위해서, 0.56% 이상으로 한다. 용접 금속의 CeEBW의 하한은, 보다 바람직하게는 0.60%로 한다. 한편, 용접 금속의 CeEBW가 0.73%를 초과하면, 용접 금속이 경화하여, 용접 조인트의 파괴 인성이 불충분해진다. 용접 금속의 CeEBW의 상한은, 보다 바람직하게는 0.70%이다.
본 발명의 실시 형태에 따른 강재를 사용하여, 전자 빔 용접으로 형성된 용접 조인트에 있어서, 용접 금속의 CTOD값:δWM, 열 영향부의 CTOD값:δHAZ 및 강재(모재)의 CTOD값 δBM이, 하기 (식 3)과 (식 4)를 만족하는 것이 바람직하다.
0.8≤δBM/δWM≤1.25 … (식 3)
0.3≤δHAZ/δWM≤1.1 … (식 4)
단, δWM, δHAZ 및 δBM은, 0℃에서 3점 굽힘 CTOD 시험을 6회 행했을 때의 CTOD값의 최저값이다. CTOD값이 1.0mm 이상이 된 경우에는 연성 파괴한 것으로 간주하고, CTOD값을 1.0mm로 해서 상기 계산을 행한다.
δBM/δWM이 0.8 미만, 및/또는 δHAZ/δWM이 0.3 미만이면, δBM, δWM 및 δHAZ의 균형이 극단적으로 나빠져서, 용접부의 파괴 인성이 크게 저하한다. 이로 인해, δBM/δWM의 하한은 0.8로 하고, δHAZ/δWM의 하한은 0.3으로 한다. δBM/δWM의 상한은, δWM이 δBM의 0.8배 이상인 것이 바람직하므로, 1.25 이하로 한다.
δWM은 δBM과 거의 동등한 것이 보다 바람직하고, δBM/δWM의 바람직한 상한은 1.1이다. 마찬가지로, δHAZ는 δWM과 거의 동등한 것이 바람직하고, δHAZ/δWM의 상한을 1.1 이하로 한다.
본 발명과 같이, 미세한 Mg 함유 산화물을 이용하는 강을 전자 빔 용접하는 경우에는, HAZ의 파괴 인성을 강재(모재)와 동등하게까지 높이는 것은 어렵다. 따라서, 특히 강재(모재) 및 WM의 파괴 인성을 높일 필요가 있는 경우, δHAZ/δWM의 바람직한 상한은 0.6이며, 보다 바람직하게는 0.5이다.
즉, 본 발명의 실시 형태에 따른 강재에 의하면, 전자 빔 용접 후의 용접 조인트에서의 용접 금속 및 열 영향부의 파괴 인성의, 강재(모재)의 파괴 인성과 비교한 열화가 적어, 각 부의 파괴 인성이 적절하게 균형잡힌 용접 조인트를 얻을 수 있다.
전자 빔 용접은, 간이한 설비로 달성할 수 있는 저 진공도, 예를 들어 10Pa 이하의 감압하에서 행할 수 있다. 진공도의 하한은, 설비의 능력에도 의존하는데, 10-2Pa이 바람직하다. 용접 조건은, 가속 전압 130 내지 180V, 빔 전류 100 내지 130mA, 용접 속도 100 내지 250mm/분의 범위 내에서, 장치의 성능이나 강재의 두께에 따라서 결정한다. 예를 들어, 두께 80mm인 경우, 가속 전압 175V, 빔 전류 120mA, 용접 속도 125mm/분 정도가 권장된다.
전자 빔 용접을 행할 때, 피용접부의 개선면의 사이에 Ni를 포함하는 인서트 메탈을 끼운다. Ni를 포함하는 인서트 메탈로는, Ni기 합금 박, Ni-Fe 합금 박, 순 Ni박을 사용할 수 있다.
Ni박을 사용하면, 강재의 Ni량과 목표로 하는 용접 금속 중의 Ni량 및 강재의 치수와 용접 금속의 폭으로부터, 목표의 Ni량으로 하는데 필요한 인서트 메탈의 두께를 간편하게 계산할 수 있다. 순 Ni박은, 필요한 두께의 박을 준비해도 되지만, 얇은 박을 필요한 두께가 되도록 복수 장 겹쳐도 된다.
예를 들어, Ni량이 0%인 강재(모재)를 사용하여, Ni량이 2%인 용접 금속이 되는 용접 조인트로 하고 싶을 경우, 우선은 예비 실험 등에서 전자 빔 용접 후의 용접 금속의 폭을 조사한다. 그 결과, 용접 금속의 폭이 4.0mm라고 판명되었을 경우, 두께 0.08mm의 Ni박을 끼워서 전자 빔 용접을 행하면, Ni량이 약 2%인 용접 금속의 전자 빔 용접 조인트를 얻을 수 있다.
이어서, 본 발명의 실시 형태에 따른 강재의 제조 방법에 대하여 설명한다. 본 발명의 실시 형태에 따른 방법에서는, 슬래브(강편) 등의 강재를 주조하는 주조 공정에 있어서, 예를 들어 9℃/min 이상의 속도로 냉각함으로써, 상기 조대한 산화물의 수량을 20개/mm2 이하로 제한할 수 있다. 동시에, 상기 미소한 Mg 함유 산화물을 1×103 이상 확보할 수 있다.
강재(강편)의 제조 방법은, 공업적으로는 연속 주조법이 바람직하다. 연속 주조법에 의하면, 주조 후의 냉각 속도를 높여, 생성되는 산화물과 Ti 질화물을 미세화할 수 있다. 이로 인해, 인성 향상의 관점에서 연속 주조법이 바람직하다.
연속 주조에 있어서, 주조편의 냉각 속도를 9℃/min 이상으로 높이는 구체적인 수단으로서는, 연속 주조기 내의 냉각대의 고압화 및 고수량화, 주형 두께의 감소화, 주조편 미응고층의 압하에 의한 슬래브 두께 감소 등을 들 수 있다. 이들 수단을 사용한 경우, 주조편의 냉각 속도의 상한은, 일반적으로는 30℃/min 정도가 된다.
일반적으로, 고 Mn 강은, 탄소강이나 저합금강에 비교하여 열간 가공성이 떨어지므로, 적정한 조건에서 가공 열처리를 실시할 필요가 있다. 본 발명에 따른 방법에서는, 주조된 상기 성분 조성의 강재(강편)를 950 내지 1150℃로 가열한다. 가열 온도가 950℃ 미만이면 열간 압연시의 변형 저항이 커지고, 생산성이 저하한다. 한편, 1150℃를 초과하여 가열하면, 강재(강편)의 Ti 질화물이 조대화하여, 강재(모재)나 열 영향부의 인성이 저하하는 경우가 있다.
강재(강편)를 950 내지 1150℃로 가열한 후, 필요한 강재의 강도나 인성을 얻기 위해서, 가공 열처리(TMCP: Thermo-Mechanical Controlled Processing)를 실시한다. 가공 열처리는, 강재의 강도 및 인성을 높이기 위해 유효하며, 예를 들어 (1) 제어 압연(CR: Controlled Rolling), (2) 제어 압연-가속 냉각(ACC: Accelerated Cooling), (3) 압연 후 직접 켄칭-템퍼링 처리(DQT: Direct Quenching and Tempering) 등의 방법이 있다. 본 발명에서는, 파괴 인성의 향상 면에서, (2) 제어 압연-가속 냉각법 및 (3) 압연 후 직접 켄칭-템퍼링 처리가 바람직하다.
미 재결정 온도 영역(약 900℃ 이하)에서 행하는 제어 압연은, 강재의 조직을 미세화하여, 강도 및 인성의 향상에 유효하다. 본 발명에서는, 가공 페라이트의 생성을 방지하기 위해서, 제어 압연을 Ar3 변태점 이상의 온도에서 종료하는 것이 바람직하다.
특히, 제어 압연을 행하는 경우, 계속해서 가속 냉각을 행하면, 베이나이트나 마르텐사이트 등의 경질상이 생성되어, 강도가 향상된다. 강도 및 인성을 확보하기 위해서는, 가속 냉각의 정지 온도는 400 내지 600℃가 바람직하다. 압연 후의 직접 켄칭은, 제어 압연의 온도 영역보다 고온의 온도 영역에서 열간 압연을 행한 후, 수냉 등에 의해 켄칭(담금질)하는 방법이다. 이 방법에 의하면, 통상, 강도가 상승하므로, 템퍼링을 행하여 인성을 확보한다. 템퍼링 온도는 400 내지 650℃가 바람직하다.
실시예
이어서, 본 발명의 실시예에 대하여 설명하는데, 실시예에서의 조건은, 본 발명의 실시 가능성 및 효과를 확인하기 위하여 채용한 일 조건예이며, 본 발명은 이 일 조건예에 한정되는 것은 아니다. 본 발명은 본 발명의 요지를 일탈하지 않고, 본 발명의 목적을 달성하는 한, 다양한 조건을 채용할 수 있는 것이다.
(실시예)
표 1 및 표 2에 나타내는 성분 조성의 강재를 사용하여, 표 3 및 표 4에 나타내는 조건에 의해 강재를 제조하였다. 강재로부터 시험편을 채취하여, 인장 시험 및 CTOD 시험을 행하고, 강재(모재)의 인장 강도 및 파괴 인성값을 측정하였다. 강재(모재)의 강도는, 판 두께 1/2부로부터 압연 방향을 길이 방향으로 해서 시험편을 채취하여, JIS Z 2241에 기초해서 측정하였다. 또한, 항복 응력이 355 내지 420MPa인 것을 양호하다고 평가하였다.
강재에 전자 빔 용접을 실시하여, I 개선의 맞댐 용접 조인트를 제작하였다. 전자 빔 용접은, RPEBW법을 채용하고, 순 Ni박을 인서트 메탈로서 사용하여, 1mbar 정도의 진공하에서, 전압 175V, 전류 120mA, 용접 속도 125mm/분 정도의 조건에서 행하였다. 용접 비드 폭은 3.0 내지 5.5mm이다. 용접 금속으로부터 시료를 채취하여 성분 조성을 분석하였다. 결과를 표 5 및 표 6에 나타내었다.
또한, 용접 조인트로부터, (a) 판 두께 60mm 미만인 경우에는, t(판 두께)×2t의 치수의 시험편, (b) 판 두께 60mm 이상인 경우에는, t(판 두께)×t의 치수의 시험편을 각 6개 채취하였다. 시험편에, 노치로서 50% 피로균열을, 용접 금속(WM)의 중앙, 융합부(FL) 및 강재(모재, BM)의 각 위치에 도입하였다. 노치를 도입한 시험편을 도 6에 나타내었다.
시험 온도 0℃에서, CTOD 시험을 실시하여 파괴 인성값(δc)을 구하였다. 각 노치 위치에서 6개의 최저값을, 각각 파괴 인성값 δWM, δHAZ, δBM으로 하였다. 또한, 전자 빔 용접 조인트에서는, 열 영향부의 폭이 좁으므로, 융합부에 노치를 도입한 시험편을 사용하여 열 영향부의 CTOD값 δ HAZ를 측정하였다. CTOD값이 1.0mm 이상으로 된 경우에는 연성 파괴한 것으로 간주하고, CTOD값을 1.0mm로 해서 상기 계산을 행하였다.
표 7 및 표 8에, 용접 조인트의 용접 금속(WM)의 CTOD값 δWM, 열 영향부(HAZ)의 CTOD값 δHAZ, 강재(모재, BM)의 CTOD값 δBM에 기초하는 δBM/δWM 및 δHAZ/δWM을 나타냈다.
강재의 산화물 입자의 개수는, 이하의 방법으로 측정하였다. 판 두께 방향의 중앙부의 단면 시료를 각 강재로부터 제작하여, 원 상당 직경이 1.0㎛ 이상인 산화물 입자(조대한 전체 산화물 입자)에 대해서는, FE-SEM(Field Emission Scanning Electron Microscope)을 사용해서 관찰하여, 그 입자 크기와 개수를 측정하였다. 원 상당 직경이 0.05㎛ 이상 0.5㎛ 미만인 Mg 함유 산화물 입자(미소한 Mg 함유 산화물 입자)에 대해서는, 동일하게 판 두께 방향의 중앙으로부터 시료를 채취하여, SPEED법(Selective Potentiostatic Etching by Electrolyic Dissolution)으로 전해 연마한 시료로부터, 추출 레플리카 막을 제작해서 10000 내지 1000000배의 FE-TEM(Field Emission Transmission Electron Microscope)으로 관찰하였다. EDX법(Energy Dispersive X-ray Spectrometry)에 의해, 특성 X선으로부터 구해진 Mg의 중량비가 7% 이상인 개재물 입자를 Ti 함유 개재물 입자라고 판정하였다. 이들 결과로부터, Ti 함유 개재물 입자의 크기와 개수를 측정하였다. 각 시료의 판 두께 중심부에서 20 시야 이상의 관찰을 행하고, 단위 면적당의 개재물 입자(상기 미소한 Mg 함유 산화물 입자 및 상기 조대한 개재물 입자)의 개수의 평균값을 계산하였다.
Figure 112013014736920-pct00001
공란은, 합금 원소를 의도적으로는 첨가하지 않는 것을 의미한다.
Figure 112013014736920-pct00002
밑줄은, 본 발명의 범위 외 또는 바람직한 범위 외인 것을 의미한다. 공란은, 합금 원소를 의도적으로는 첨가하지 않는 것을 의미한다.
이하의 표 3, 표 4, 7, 8에 있어서, 가공 열처리란의 범례는 이하와 같다.
CR: 제어 압연(강도·인성에 최적인 온도에서의 압연)
ACC: 가속 냉각(제어 압연 후에 400 내지 600℃의 온도 영역까지 수냉)
DQT: 압연 직후에 켄칭-템퍼링 처리
인성값(CTOD값)이 1.0mm 이상으로 된 경우에는, 강재가 연성 파괴한 것으로 간주하고, 인성값을 1.0mm로 해서 계산을 행하였다.
Figure 112013014736920-pct00003
Figure 112013014736920-pct00004
밑줄은, 비교예에 관한 강재 또는 수치가 바람직한 범위 외인 것을 의미한다.
Figure 112013014736920-pct00005
Figure 112013014736920-pct00006
밑줄은, 비교예에 관한 강재, 본 발명의 범위 외, 또는 바람직한 범위 외인 것을 의미한다. 공란은, 해당하는 합금 원소를 의도적으로는 첨가하지 않는 것을 의미한다.
Figure 112013014736920-pct00007
밑줄은, 본 발명의 범위 외 또는 바람직한 범위 외인 것을 의미한다.
Figure 112013014736920-pct00008
밑줄은, 비교예에 관한 강재 또는 바람직한 범위 외인 것을 의미한다.
표 1, 표 5 및 표 7에 나타낸 바와 같이, 발명예의 조인트 No.1 내지 31은, 강재(모재) 및 용접 금속의 성분 조성, CeEBB 및 C/CeEBB가, 모두 본 발명의 범위 내에 있는 것이며, 강재(BM), 열 영향부(HAZ), 용접 금속(WM)의 파괴 인성값(δc)의 비, δBM/δWM 및 δHAZ/δWM이 충분한 값을 나타내고 있다.
이에 반해, 표 2, 표 6 및 표 8에 나타낸 바와 같이, 비교예의 조인트 No.32는, C량이 적고, Mn량이 많기 때문에, CeEBB가 높아지고, 열 영향부(HAZ)의 CTOD값 δHAZ가 저하하여, δHAZ/δWM이 불충분하다.
조인트 No.33(비교예)은 C량이 많기 때문에, 열 영향부(HAZ)의 CTOD값 δHAZ가 저하하고, δHAZ/δWM이 불충분하다.
조인트 No.35(비교예)는 강재의 Mn량이 적고, CeEBB가 낮기 때문에, 강재(모재)의 강도가 낮고, 용접 금속(WM)의 CTOD값(δWM)이 저하하여, δBM/δWM 및 δHAZ/δWM이 커져 있다.
조인트 No.34(비교예)는 Si량이 많아, 열 영향부(HAZ)에 취화 상이 생성되고, HAZ의 CTOD값 δHAZ가 낮아, δHAZ/δWM이 불충분하다. 조인트 No.36(비교예)은 강재의 Mn량이 많고, CeEBB가 높기 때문에, 열 영향부(HAZ)의 CTOD값 δHAZ가 낮아져, δHAZ/δWM이 불충분하다.
조인트 No.37 및 38(비교예)은 각각 P량, S량이 많기 때문에, 열 영향부(HAZ)의 CTOD값 δHAZ가 낮아, δHAZ/δWM이 불충분하다. 조인트 No.39 및 40(비교예)은 각각 Nb량, V량이 많기 때문에, 열 영향부(HAZ)의 CTOD값 δHAZ가 낮아, δHAZ/δWM이 불충분하다.
조인트 No.41(비교예)은 Ti량이 많고, 조인트 No.42(비교예)는 Al량이 많고, 조인트 No.43(비교예)은 N량이 많다. 그로 인해, 산화물이나 질화물에 기인하여 열 영향부(HAZ)의 CTOD값 δHAZ가 저하하여, δHAZ/δWM이 불충분하다.
조인트 No.44(비교예)는 강재의 O량이 적고, 조인트 No.45(비교예)는 강재의 O량이 많기 때문에, 열 영향부(HAZ)의 CTOD값 δHAZ가 저하하여, δHAZ/δWM이 불충분하다. 조인트 No.46 내지 50(비교예)은 Mg량, Ca량이 부적절한 예이며, 열 영향부(HAZ)의 CTOD값 δHAZ가 낮아, δHAZ/δWM이 불충분하다.
조인트 No.51(비교예)은 강재의 CeEBB가 낮아, 강재(모재)의 강도가 저하되어 있다. 조인트 No.52(비교예)는 강재의 CeEBB가 높기 때문에, 열 영향부(HAZ)의 CTOD값 δHAZ가 저하하여, δHAZ/δWM이 불충분하다. 조인트 No.53(비교예)은 강재의 C/CeEBB가 높기 때문에, 열 영향부(HAZ)의 CTOD값 δHAZ가 낮아, δHAZ/δWM이 불충분하다.
조인트 No.54(비교예)는 용접 금속(WM)에 첨가하는 Ni량이 적고, 조인트 No.56(비교예)은 용접 금속(WM)의 CeEBW가 낮기 때문에, WM의 CTOD값 δWM이 낮아, δBM/δWM이 커져 있다.
조인트 No.55(비교예)는 용접 금속(WM)에 첨가하는 Ni량이 많고, 조인트 No.57(비교예)은 용접 금속(WM)의 CeEBW가 높기 때문에, 열 영향부(HAZ)의 CTOD값 δHAZ가 낮고, δHAZ/δWM이 불충분하다.
[산업상 이용 가능성]
본 발명에 따르면, 항복 강도 355MPa급의 강재의 전자 빔 용접 조인트의 용접 금속 및 열 영향부에 있어서, 강재(모재)의 파괴 인성에 비해 파괴 인성의 열화가 적다. 이로 인해, 각 부의 파괴 인성이 적절하게 균형잡힌 전자 빔 용접 조인트와, 이 용접 조인트를 형성할 수 있어, 해상 풍력 발전용 철탑의 기초 부분의 건설에 적합한 강재를 저렴하게 제공할 수 있다. 따라서, 본건 발명은, 대형 강구조물 건설산업에 있어서 이용 가능성이 높은 것이다.

Claims (8)

  1. 강재가 전자 빔으로 용접되어, 용접 금속이 형성된 전자 빔 용접 조인트이며, 상기 강재의 조성이, 질량%로,
    C: 0.02% 내지 0.10%,
    Si: 0.03% 내지 0.30%,
    Mn: 1.5% 내지 2.5%,
    Ti: 0.005% 내지 0.015%,
    N: 0.0020% 내지 0.0060%,
    O: 0.0010% 내지 0.0035%,
    Mg: 0.0003% 내지 0.0027%,
    Ca: 0.0003% 내지 0.0027%,
    Nb: 0% 내지 0.020%,
    V: 0% 내지 0.030%,
    Cr: 0% 내지 0.50%,
    Mo: 0% 내지 0.50%,
    Cu: 0% 내지 0.25%,
    Ni: 0% 내지 0.50% 및
    B: 0% 내지 0.0030%를 함유하고,
    Al: 0.015% 이하로 제한하고,
    P: 0.015% 이하로 제한하고,
    S: 0.010% 이하로 제한하고,
    잔량부가 철 및 불가피적 불순물로 이루어지고,
    상기 강재의 조성 중의 Mg 및 Ca의 질량%로 나타낸 함유량이, 0.0006%≤Mg+Ca≤0.0040%를 만족하고,
    상기 강재의 조성을 하기의 식 1에 대입해서 구해지는 지표값 CeEBB가 0.42% 내지 0.65%이며,
    상기 강재의 판 두께 방향을 따른 단면의 판 두께 중심부에 있어서, 원 상당 직경이 1.0㎛ 이상인 산화물의 수가 20개/mm2 이하이고,
    상기 판 두께 중심부에 있어서, Mg를 중량%로 7% 이상 함유하는 원 상당 직경이 0.05㎛ 이상 0.5㎛ 미만인 산화물의 수가 1×103 내지 1×105개/mm2이며,
    상기 용접 금속의 조성이, 질량%로
    C: 0.02% 내지 0.10%,
    Si: 0.03% 내지 0.30%,
    Mn: 1.2% 내지 2.4%,
    Ni: 1.0 내지 2.3%,
    Ti: 0.005% 내지 0.015%,
    N: 0.0020% 내지 0.0060%,
    O: 0.0004% 내지 0.0020%,
    Mg: 0.0003% 내지 0.0027%,
    Ca: 0.0003% 내지 0.0027%,
    Nb: 0% 내지 0.020%,
    V: 0% 내지 0.030%,
    Cr: 0% 내지 0.50%,
    Mo: 0% 내지 0.50%,
    Cu: 0% 내지 0.25% 및
    B: 0% 내지 0.0030%를 함유하고,
    Al: 0.015% 이하로 제한하고,
    P: 0.015% 이하로 제한하고,
    S: 0.010% 이하로 제한하고,
    상기 용접 금속의 조성 중의 Mg 및 Ca의 질량%로 나타낸 함유량이, 0.0006%≤Mg+Ca≤0.0040%를 만족하고,
    상기 용접 금속의 조성을 하기의 식 2에 대입해서 구해지는 지표값 CeEBW가 0.56% 내지 0.73%
    인 것을 특징으로 하는 전자 빔 용접 조인트.
    CeEBB=C+(1/4)Mn+(1/15)Cu+(1/15)Ni+(1/5)Cr+(1/5)Mo+(1/5)V … (식 1)
    여기서, C, Mn, Cu, Ni, Cr, Mo 및 V는, 각각 상기 강재의 조성 중의 각 원소의 질량%이며,
    CeEBW=C+(1/4)Mn+(1/15)Cu+(1/15)Ni+(1/5)Cr+(1/5)Mo+(1/5)V … (식 2)
    여기서, C, Mn, Cu, Ni, Cr, Mo 및 V는, 각각 상기 용접 금속의 조성 중의 각 원소의 질량%이다.
  2. 제1항에 있어서,
    상기 지표값 CeEBB에 대한 질량%로 나타낸 상기 강재의 C량의 비인 C/CeEBB가 0.02 내지 0.15인 것을 특징으로 하는, 전자 빔 용접 조인트.
  3. 제1항 또는 제2항에 있어서,
    상기 강재의 두께가 45 내지 150mm인 것을 특징으로 하는, 전자 빔 용접 조인트.
  4. 제1항 또는 제2항에 있어서,
    상기 용접 금속의 CTOD값을 δWM, 용접 열 영향부의 CTOD값을 δHAZ, 강재의 CTOD값을 δBM이라고 정의하면,
    0.8≤δBM/δWM≤1.25 및
    0.3≤δHAZ/δWM≤1.1
    을 만족하는 것을 특징으로 하는, 전자 빔 용접 조인트.
  5. 전자 빔 용접용의 강재이며, 상기 강재의 성분이, 질량%로
    C: 0.02% 내지 0.10%,
    Si: 0.03% 내지 0.30%,
    Mn: 1.5% 내지 2.5%,
    Ti: 0.005% 내지 0.015%,
    N: 0.0020% 내지 0.0060%,
    O: 0.0010% 내지 0.0035%,
    Mg: 0.0003% 내지 0.0027%,
    Ca: 0.0003% 내지 0.0027%,
    Nb: 0% 내지 0.020%,
    V: 0% 내지 0.030%,
    Cr: 0% 내지 0.50%,
    Mo: 0% 내지 0.50%,
    Cu: 0% 내지 0.25%,
    Ni: 0% 내지 0.50% 및
    B: 0% 내지 0.0030%를 함유하고,
    Al: 0.015% 이하로 제한하고,
    P: 0.015% 이하로 제한하고,
    S: 0.010% 이하로 제한하고,
    잔량부가 철 및 불가피적 불순물로 이루어지고,
    상기 강재의 조성 중의 Mg 및 Ca의 질량%로 나타낸 함유량이, 0.0006%≤Mg+Ca≤0.0040%를 만족하고,
    상기 강재의 조성을 하기의 식 1에 대입해서 구해지는 지표값 CeEBB가 0.42% 내지 0.65%이며,
    상기 강재의 판 두께 방향을 따른 단면의 판 두께 중심부에 있어서, 원 상당 직경이 1.0㎛ 이상인 산화물의 수가 20개/mm2 이하이고,
    상기 판 두께 중심부에 있어서, Mg를 중량%로 7% 이상 함유하는 원 상당 직경이 0.05㎛ 이상 0.5㎛ 미만인 산화물의 수가 1×103 내지 1×105개/mm2인
    것을 특징으로 하는 전자 빔 용접용 강재.
    CeEBB=C+(1/4)Mn+(1/15)Cu+(1/15)Ni+(1/5)Cr+(1/5)Mo+(1/5)V … (식 1)
    여기서, C, Mn, Cu, Ni, Cr, Mo 및 V는, 각각 상기 강재의 조성 중의 각 원소의 질량%이다.
  6. 제5항에 있어서,
    상기 지표값 CeEBB에 대한 질량%로 나타낸 상기 강재의 C량의 비인 C/CeEBB가, 0.02 내지 0.15인 것을 특징으로 하는, 전자 빔 용접용 강재.
  7. 제5항 또는 제6항에 있어서,
    상기 강재의 두께가 45 내지 150mm인 것을 특징으로 하는, 전자 빔 용접용 강재.
  8. 제5항 또는 제6항의 전자 빔 용접용 강재의 제조 방법이며,
    상기 강재를 주조할 때, 상기 강재를, 1300 내지 1100℃의 온도 영역에서의 냉각 속도가 9℃/min 이상이 되도록 냉각하는 공정과,
    상기 주조 공정 후, 상기 강재를 950 내지 1150℃로 가열하고, 그 후, 제어 압연, 제어 압연-가속 냉각 및 압연 후 직접 켄칭-템퍼링 중 어느 하나의 가공 열처리를 실시하는 공정
    을 갖는 것을 특징으로 하는, 전자 빔 용접용 강재의 제조 방법.
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