KR101982160B1

KR101982160B1 - 저온인성이 우수한 극후강재 용접이음부 및 그 용접방법

Info

Publication number: KR101982160B1
Application number: KR1020160178378A
Authority: KR
Inventors: 류강묵
Original assignee: 주식회사 포스코
Priority date: 2016-12-23
Filing date: 2016-12-23
Publication date: 2019-08-28
Also published as: KR20180074365A

Abstract

저온 인성이 우수한 극후강재의 맞대기 용접 용접이음부와 그 용접방법이 개시된다. 본 발명의 일 실시예에 따른 용접이음부는, 루트면을 연결하는 초층 용접비드, 개선면을 따라 형성되는 개선부 용접비드 및 중심부 용접비드를 포함한다. 용접이음부는 개선형상과 개선각도 및 비드 적층법을 제어함으로써 높은 항복강도와 우수한 저온 충격인성을 확보할 수 있다.
또한, 본 발명의 실시예에 따른 용접방법은 고입열의 중심부 용접단계에 의해 모재 개선면의 용접비드 및 열영향부가 템퍼링되어, 고입열에서도 인성 저하가 없는 열영향부를 확보할 수 있으며 용접 생산성을 높일 수 있다.

Description

저온인성이 우수한 극후강재 용접이음부 및 그 용접방법{WELDING JOINT OF THICK STEEL PLATE HAVING EXCELLENT LOW TEMPERATURE TOUGHNESS AND WELDING METHOD OF THE SAME}

본 발명은 저온인성이 우수한 극후강재 용접이음부 및 그 용접방법에 관한 것으로, 보다 구체적으로는 열처리 극후강재의 용접이음부 설계를 통해 용접방법을 개선함으로써, 상용 용접재료를 이용하여 용접금속부 및 열영향부의 저온 충격인성을 확보할 수 있는 용접이음부 및 그 용접방법에 관한 것이다.

최근 해양구조물, 선박, 교량 등의 용접구조물이 대형화됨에 따라 강재 또한 점차 고강도 극후물화되고 있다. 특히, 최근 심해 자원확보를 위해 건조되고 있는 해양플랜트의 Jack-up Rig는 300ft 이상의 심해에 설치되고 있으며, 열악한 환경으로 인해 항복강도 690MPa급의 최고 두께 210mm까지의 극후물 강재가 적용되고 있다. Jack-up Rig의 주요 부품인 Rack & Chord 소재는 현존하는 탄소강 중 용접하기 가장 어려운 소재이며, 이를 위해 고품질, 고생산성을 위한 용접기술 개발이 요구되고 있다.

고강도 극후물재의 용접이음부에서 용접금속 또는 열영향부(HAZ)의 인성 저하 문제가 발생되고 있으며, 특히 초층에서의 저온 균열과 같은 결함으로 인하여 구조물의 신뢰성 보증에 어려움을 겪고 있다. 180mm 이상의 극후물재의 경우 초층에서 높은 구속도와 낮은 입열 조건에 따른 경화조직의 생성으로 저온 균열 등의 결함이 빈번하게 발생하였다.

용접이음부 성능은 전체 구조물의 성능을 좌우하기 때문에 고강도 강재일수록 용접이음부에서의 충분한 강도가 필요하며, 결함이 없는 저온 인성을 확보하는 것 또한 중요하다. 고강도 강재의 용접이음부일수록 강도와 함께 저온 인성을 동시에 충족시키기 어려운 문제점이 있다.

한국 공개특허공보 제2011-0140968호 (2011.12.23. 공개)

본 발명은 상용화되고 있는 용접재료를 이용하여 용접금속부 및 열영향부의 저온 인성이 우수한 용접이음부 및 그 용접방법을 제공하고자 한다.

본 발명의 일 실시예에 따른 용접이음부는 양측 모재의 루트면을 연결하는 초층 용접비드, 상기 루트면부터 상기 모재의 표면까지의 개선면에 형성되는 개선부 용접비드 및 상기 초층 용접비드와 상기 개선부 용접비드로 둘러싸인 중심부 용접비드를 포함할 수 있다.

또한, 상기 용접이음부의 용접금속부는 침상 페라이트(Acicular Ferrite) 및 베이나이트(Bainite) 복합조직을 면적분율%로 90% 이상 포함할 수 있다.

또한, 상기 용접이음부는 -40에서 샤르피 충격 에너지값이 69J 이상이고, -60에서 샤르피 충격 에너지값이 50J 이상일 수 있다.

또한, 상기 용접이음부는 690MPa 이상의 항복강도를 가질 수 있다.

또한, 상기 용접이음부의 CGHAZ(Coarse Grain HAZ)의 오스테나이트 결정입도(AGS)는 30㎛ 이하일 수 있다.

본 발명의 일 실시예에 따른 용접방법은 제1 입열 범위로 루트면에 초층 비드를 적층하는 제1 용접단계; 상기 제1 입열 범위 이하의 제2 입열 범위로 모재 개선면에 비드를 적층하는 제2 용접단계; 및 상기 제1 입열 범위 이상의 제3 입열 범위로 상기 초층 비드와 상기 개선부 비드로 둘러싸인 중심부에 비드를 적층하는 제3 용접단계;를 포함할 수 있다.

또한, 상기 제1 입열 범위는 2.5~3.5kJ/mm이며, 상기 제2 입열 범위는 1.5~2.5kJ/mm이며, 상기 제3 입열 범위는 10~15kJ/mm일 수 있다.

또한, 상기 모재 개선면의 형상은 K 또는 X 개선이며, 개선각도는 20° 이하일 수 있다.

또한, 상기 용접방법에 사용되는 용접재료는 티타늄(Ti) 300~500ppm 및 보론(B) 20~50ppm을 포함할 수 있다.

본 발명의 실시예에 따른 용접이음부는 개선형상과 개선각도 및 비드 적층법을 제어함으로써 높은 항복강도와 우수한 저온 충격인성을 확보할 수 있다.

또한, 본 발명의 실시예에 따른 용접방법은 상용 용접재료를 사용하여 용접금속부 내 침상 페라이트 및 베이나이트 복합조직의 분율을 높게 유지하여 용접이음부의 강도와 저온 인성을 동시에 향상시킬 수 있다.

또한, 본 발명의 실시예에 따른 용접방법은 고입열의 중심부 용접단계에 의해 모재 개선면의 용접비드 및 열영향부가 템퍼링되어, 고입열에서도 인성 저하가 없는 열영향부를 확보할 수 있으며 용접 생산성을 높일 수 있다.

도 1은 본 발명의 용접이음부 형상을 나타내는 단면도이다.
도 2는 본 발명의 용접 비드 적층방법 및 순서를 나타내는 개략도이다.
도 3은 본 발명에 따른 용접금속부의 미세조직 사진이다.
도 4 내지 5는 본 발명에 따른 용접이음부의 CGHAZ 미세조직 사진이다.

이하에서는 본 발명의 실시 예를 첨부 도면을 참조하여 상세히 설명한다. 이하의 실시 예는 본 발명이 속하는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 자에게 본 발명의 사상을 충분히 전달하기 위해 제시하는 것이다. 본 발명은 여기서 제시한 실시 예만으로 한정되지 않고 다른 형태로 구체화될 수도 있다. 도면은 본 발명을 명확히 하기 위해 설명과 관계 없는 부분의 도시를 생략하고, 이해를 돕기 위해 구성요소의 크기를 다소 과장하여 표현할 수 있다.

해양구조용 고강도 극후강재의 고입열 용접은 생산성을 높일 수 있으나, 열영향부(HAZ)에서의 인성 저하가 발생할 수 있다. 따라서 고입열 용접으로 생산성을 높이면서도 저온 충격인성을 확보할 수 있는 용접방법이 요구되어 왔다.

본 발명은 고강도 극후강재를 맞대기 용접하여 형성되는 용접금속부를 포함하는 용접이음부에 있어서 개선형상, 개선각도, 입열량, 용접 적층방법 및 용접재료를 제어하여 최적화함으로써 생산성 유지와 함께 용접금속부와 열영향부의 저온 인성을 확보하였다.

본 발명의 일 실시예에 따른 강재의 맞대기 용접의 용접이음부는 양측 모재의 루트면을 연결하는 초층 용접비드, 상기 루트면부터 모재의 표면까지의 개선면을 따라 형성되는 개선부 용접비드 및 상기 초층 용접비드와 상기 개선부 용접비드로 둘러싸인 중심부 용접비드를 포함할 수 있다.

도 1에 도시된 바와 같이, 강재를 맞대기 용접하여 형성되는 용접이음부에 있어서 개선형상은 K 개선 또는 X 개선일 수 있다. 루트면을 연결하는 초층 용접비드 적층은 구속도 및 용접 후 냉각속도가 가장 커 저온균열에 취약하므로 강재의 용접이음부는 K 또는 X 개선형상으로 가공함이 바람직하다.

도 1에서 극후강재의 두께에 해당하는 A는 100~210mm일 수 있으며, B는 루트면(root face)의 길이로 10mm 이하가 바람직하다. C는 루트 간극(root opening)으로 2~5mm가 바람직하다.

또한, 개선부의 개선각도(α)는 용접비드의 적층량을 최소화하기 위해 30° 이하로 제한할 수 있다. 개선각도가 작을수록 용접금속부에서의 저온 인성 확보에 유리하므로, 개선각도는 20°이하가 바람직하다.

도 2를 참고하면, 초층 용접비드는 양측 모재의 루트면(root face)을 연결하도록 형성되며, 개선부 용접비드는 상기 초층 용접비드가 적층된 루트면부터 모재의 표면까지의 개선면(groove face)을 따라 형성될 수 있다. 그리고 중심부 용접비드는 상기 초층 용접비드와 상기 개선부 용접비드로 둘러싸인 개선부의 가운데 부분을 채우도록 형성될 수 있다.

또한, 상기와 같은 형태의 저온 인성이 우수한 극후강재의 용접이음부를 형성하기 위하여, 상용 용접재료를 사용하는 극후강재 용접방법이 제공될 수 있다.

상기 용접방법은 2.5~3.5kJ/mm의 입열량으로 루트면을 연결하기 위해 초층 비드를 적층하는 제1 용접단계와, 1.5~2.5kJ/mm의 입열량으로 모재 개선면에 비드를 적층하는 제2 용접단계와, 10~15kJ/mm의 입열량으로 초층 비드 및 개선면 비드로 둘러싸인 중심부에 비드를 적층하는 제3 용접단계를 포함할 수 있다.

초층 비드를 적층하는 제1 용접단계는 입열량이 2.5~3.5kJ/mm일 경우 50℃의 낮은 예열조건으로도 저온균열을 발생시키지 않는다.

초층 비드를 적층한 후 모재의 개선면에 비드를 적층하는 제2 용접단계를 수행할 수 있다. 제2 용접단계는 제1 용접단계 이하의 입열량으로 개선면에 비드를 적층한다. 일반적으로 용접이음부의 용접입열량이 클 경우 열영향부(HAZ)의 결정입도가 증가하여 저온에서의 충분한 충격인성을 확보하기 어렵고, 용접입열량이 낮을 경우 용접 후 냉각속도가 빨라져 경화조직이 생성되므로 극후강재의 경우 높은 구속도와 함께 저온균열이 발생되기 쉽다.

제2 용접단계의 개선면 비드는 낮은 입열량으로 적층되어 열영향부 중 CGHAZ(Coarse-Grain HAZ)의 오스테나이트 결정입도(AGS, Austenite Grain Size)를 30μm 이하로 정련(refinement)시켜 저온인성을 높일 수 있는 반면, 경화조직에 의한 저온균열이 발생할 수 있다.

따라서 제2 용접단계 후 중심부를 10~15kJ/mm의 고입열로 적층하는 제3 용접단계를 통해 선행하여 적층된 개선면의 비드와 경계(fusion line)는 600~900℃로 템퍼링되어 조직이 미세하게 재결정될 수 있다.

또한, 상기 용접이음부의 강도 및 저온 인성 확보를 위해 용접금속부는 침상 페라이트(Acicular Ferrite) 및 베이나이트(Bainite) 복합조직을 포함할 수 있다. 용접금속부 내 침상 페라이트 및 베이나이트 복합조직을 90% 이상 포함함으로써 극후강재와 동일한 항복강도 및 우수한 저온 인성을 얻을 수 있다.

이를 위해 상기 용접방법에 적용되는 상용 용접재료는 AWS A5.23 F11A8 이상의 용접재료가 사용될 수 있다. 그러나 용접재료의 성분 중 보론(B)과 티타늄(Ti)의 함량은 제한될 수 있다. 고입열로 이루어지는 제3 용접단계에 의한 용접금속부의 결정입계 페라이트(Grain Boundary Ferrite, GBF) 생성을 방지하기 위해 보론(B) 함량을 20~50ppm으로, 티타늄(Ti) 함량을 300~500ppm으로 제한할 수 있다.

보론(B) 함량이 20ppm 미만인 경우 15kJ/mm의 입열량에서 용접금속부 내 결정입계 페라이트(GBF) 생성이 현저하게 증가하며, 50ppm 이상인 경우 용접금속부의 소입성을 증가시켜 마르텐사이트 발생 분율이 증가하므로 저온 충격인성 확보가 어려워진다.

티타늄(Ti) 함량이 300ppm 미만인 경우 고입열에서 조대해진 결정 내부에서 침상 페라이트 및 베이나이트 복합조직을 90% 이상 충분히 확보하기 어려우며, 500pm 이상인 경우 마르텐사이트 생성이 증가하여 상기 복합조직의 분율 확보가 어려워진다.

상기와 같은 개선형상, 용접재료 및 용접방법을 통해 용접금속부의 침상 페라이트 및 베이나이트 복합조직 분율을 확보하고 열영향부의 결정입도를 제어하여, 항복강도 690MPa 이상 및 -40℃의 저온에서 샤르피 충격 에너지값이 69J 이상인 극후강재의 용접이음부를 얻을 수 있다.

이하, 실시예들을 통하여 본 발명을 보다 상세하게 설명하도록 한다.

실시예와 비교예의 극후강재는 183mmt의 EQ70(포스코)를 사용하였고, SAW(서브머지드 아크 용접) 재료로는 하기 표 1의 성분 범위를 가지는 용접재료를 사용하였다.

용접재료(wt%)		A	B	C	D	E	F	G	H
C		0.073	0.055	0.075	0.073	0.085	0.063	0.063	0.067
Si		0.196	0.217	0.229	0.217	0.279	0.19	0.19	0.197
Mn		1.45	1.52	1.4	1.52	1.33	1.58	1.58	1.42
P		0.09	0.007	0.01	0.01	0.008	0.007	0.007	0.009
S		0.003	0.004	0.003	0.004	0.004	0.004	0.004	0.005
Cr		0.63	0.158	0.59	0.63	0.691	0.22	0.22	0.56
Ni		2.31	2.38	2.32	2.52	2.26	2.26	2.26	2.41
Cu		0.083	0.114	0.081	0.071	0.059	0.104	0.104	0.094
Mo		0.55	0.71	0.55	0.429	0.52	0.66	0.66	0.393
Al		0.02	0.011	0.02	0.012	0.018	0.012	0.012	0.012
Nb		0.002	0.001	0.003	0.003	0.002	0.002	0.002	0.003
Ti		0.047	0.046.	0.036	0.003	0.002	0.001	0.033	0.031
V		0.006	0.005	0.004	0.006	0.01	0.006	0.006	0.005
B		0.003	0.005	0.004	<0.0003	<0.0003	0.0007	0.006	<0.0003
충격인성 (15kJ/mm)	-40℃	120J	116J	132J	89J	64J	72J	68J	62J
충격인성 (15kJ/mm)	-60℃	71J	92J	84J	42J	39J	40J	50J	34J

상기 표 1에서 티타늄(Ti) 300~500ppm 및 보론(B) 20~50ppm을 만족하는 A, B 및 C의 용접재료를 사용하였을 때 -40℃에서의 충격인성이 100J 이상, -60℃에서의 충격인성이 70J 이상으로 우수한 것을 알 수 있었다.

또한, 상기 티타늄 및 보론의 함량 범위를 만족하는 용접재료를 사용하여 본 발명의 개선된 용접방법으로 극후강재를 맞대기 용접하여 CVN 충격시험을 통해 저온인성을 측정하였다.

20°의 개선각도를 가지는 X 개선형상으로 맞대기 용접하였으며 루트 간극은 2~5mm로 유지하였다.

저온 충격인성(J)
개선 전	-40℃	-60℃	개선 후	-40℃	-60℃
비교예 1	76.8	34.9	실시예 1	122.9	73.7
비교예 2	63.7	32.1	실시예 2	82.7	66.2
비교예 3	91.4	18.0	실시예 3	137.1	82.3
비교예 4	77.3	28.3	실시예 4	114.2	74.1
비교예 5	27.6	40.6	실시예 5	110.3	77.2
비교예 6	30.2	41.6	실시예 6	114.8	68.9
비교예 7	75.4	20.8	실시예 7	90.5	72.4
비교예 8	44.4	34.3	실시예 8	105.2	72.8
비교예 9	56.6	36.0	실시예 9	130.2	78.1
비교예 10	41.1	22.2	실시예 10	82.2	49.3
비교예 11	46.7	30.7	실시예 11	107.3	69.7
비교예 12	48.1	29.6	실시예 12	106.6	65.7
비교예 13	36.8	56.8	실시예 13	92.0	64.4
비교예 14	34.7	53.3	실시예 14	72.9	51.0
비교예 15	95.4	41.8	실시예 15	104.9	68.2
비교예 16	55.6	50.6	실시예 16	89.9	61.2
평균	56.36	35.73	평균	103.98	68.45

상기 표 2는 종래의 용접방법인 초층부터 단계적으로 비드를 쌓아 올리는 방법을 이용한 극후강재 용접이음부의 저온 충격인성을 비교예 1 내지 16에 나타내었고, 본 발명의 용접방법을 이용한 극후강재 용접이음부의 저온 충격인성을 실시예 1 내지 16에 나타내었다.

평균값을 비교하였을 때 -40℃에서의 충격인성은 45J 이상, -60℃에서의 충격인성은 30J 이상 향상되었다.

또한, 도 3에 나타난 바와 같이, 상기 용접재료를 사용하여 본 발명의 용접방법을 수행하였을 때 용접금속부 내 침상 페라이트 및 베이나이트 복합조직의 분율을 90% 이상 확보할 수 있었다. 이와 같은 미세조직 분율은 IMAGE ANALYZER를 이용하여 측정하였다.

또한, 도 4 및 5에 나타난 바와 같이, 모재 개선면에 저입열로 적층된 용접 비드가 중심부의 고입열의 용접 비드에 의해 템퍼링되어 열영향부(CGHAZ)의 오스테나이트 결정입도가 미세화됨을 알 수 있었다.

상술한 바에 있어서, 본 발명의 예시적인 실시예들을 설명하였지만, 본 발명은 이에 한정되지 않으며 해당 기술 분야에서 통상의 지식을 가진 자라면 다음에 기재하는 청구범위의 개념과 범위를 벗어나지 않는 범위 내에서 다양한 변경 및 변형이 가능함을 이해할 수 있을 것이다.

α: 개선각도 A: 강재 두께
B: 루트면 길이 C: 루트 간극

Claims

강재를 맞대기 용접하여 형성되는 용접이음부에 있어서,
상기 용접이음부의 개선형상은 K 개선 또는 X 개선이며,
양측 모재의 루트면을 연결하는 초층 용접비드,
상기 루트면부터 상기 모재의 표면까지의 개선면에 형성되는 개선부 용접비드 및
상기 초층 용접비드와 상기 개선부 용접비드로 둘러싸인 중심부 용접비드를 포함하고,
상기 용접이음부의 CGHAZ(Coarse Grain HAZ)의 오스테나이트 결정입도(AGS)는 30㎛ 이하인 용접이음부.
제1항에 있어서,
상기 용접이음부의 용접금속부는 침상 페라이트(Acicular Ferrite) 및 베이나이트(Bainite) 복합조직을 면적분율%로 90% 이상 포함하는 용접이음부.
제1항에 있어서,
상기 용접이음부는 -40℃에서 샤르피 충격 에너지값이 69J 이상이고, -60℃에서 샤르피 충격 에너지값이 50J 이상인 용접이음부.
제1항에 있어서,
상기 용접이음부는 항복강도가 690MPa 이상인 용접이음부.
삭제
제1 입열 범위로 루트면에 초층 비드를 적층하는 제1 용접단계;
상기 제1 입열 범위 이하의 제2 입열 범위로 모재 개선면에 비드를 적층하는 제2 용접단계; 및
상기 제1 입열 범위 이상의 제3 입열 범위로 상기 초층 비드와 개선부 비드로 둘러싸인 중심부에 비드를 적층하는 제3 용접단계;를 포함하고,
상기 모재 개선면의 형상은 K 또는 X 개선이며, 개선각도는 20° 이하이고,
용접재료는 티타늄(Ti) 300~500ppm 및 보론(B) 20~50ppm을 포함하는 용접방법.
제6항에 있어서,
상기 제1 입열 범위는 2.5~3.5kJ/mm이며,
상기 제2 입열 범위는 1.5~2.5kJ/mm이며,
상기 제3 입열 범위는 10~15kJ/mm인 용접방법.
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