KR102112160B1

KR102112160B1 - 이면 충격인성이 우수한 가스 쉴드 플럭스 충전 와이어

Info

Publication number: KR102112160B1
Application number: KR1020180155027A
Authority: KR
Inventors: 최현석; 조진환; 유철
Original assignee: 현대종합금속 주식회사
Priority date: 2018-12-05
Filing date: 2018-12-05
Publication date: 2020-05-19

Abstract

이면 충격인성이 우수한 가스 실드 아크 용접용 플럭스 충전 와이어가 제공된다.
본 발명의 가스 실드 아크 용접용 플럭스 충전 와이어는, 와이어 전 중량에 대한 중량%로, TiO₂: 6.0~10.0%, C:0.02~0.06%, Si:0.30~0.75%, Mn: 1.50~2.50%, Mg:0.30~0.90%, Ni:0.30~0.60%, B: 0.001~0.020%, Zr:0.10~0.30%, Nb:0.010%이하, V:0.010%이하, Na + K: 0.3~1.0%, 알카리 및 알카리토류 금속계 불소 화합물 중 F 환산량:0.02~0.12%, 잔여 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하고, 관계식 1에 의해 정의되는 A 값이 0.9 ~ 1.3을 만족하도록 조성된다.

Description

이면 충격인성이 우수한 가스 쉴드 플럭스 충전 와이어{Flux cored wire for gas shield}

본 발명은 가스 쉴드 플럭스 충전 와이어에 관한 것으로, 보다 상세하게는, 인장 강도 490MPa~670MPa급인 강재 용접에 사용되고, As-weld 사양 및 용접 후 열처리(PHWT) 사양의 두 사양 모두에 대하여 -51℃ 저온 인성과 전 자세 용접 작업성이 우수한 가스 쉴드 플럭스 충전 와이어에 관한 것이다.

해외 플랜트 프로젝트 시장은 2016년에 저점을 찍고 2017년부터 발주 물량이 서서히 늘어나기 시작했다. 지역적으로 살펴보면 미국과 캐나다에서는 LNG플랜트가, 북아프리카를 포함한 중동과 아시아에서는 정유공장, 석유화학 콤플렉스 단지, 아로마틱스 플랜트 등이, 유럽에서는 해상풍력발전소가, 그리고 동남아시아와 인도 대륙에서는 LNG터미널이 중동에서는 오일/가스 플랜트와 발전소 분야에서 대거 발주될 것으로 예상되고 있다.

이러한 오일/가스 플랜트 및 화력 발전 및 석유 정제 플랜트 등의 각종 플랜트에서 사용되는 압력용기의 구조 및 용도가 다양해지며, 그에 따른 용접재료의 요구 사양도 점점 심화되고 있는 실정이다.

종래 시중에 판매되고 있는 인장 강도 490∼670MPa급의 용접 그대로의 상태(As-weld) 및 후열 처리(PWHT) 인성을 보증하는 가스 실드 플럭스 충전 와이어에 대하여, 용접 금속의 안정적인 기계적 특성 확보를 목적으로 이미 다양한 연구가 이루어져 오고 있다. 특히, 오일/가스 플랜트, 화력 발전 및 석유 정제 플랜트 등의 각종 플랜트에서 사용되는 압력 용기에 있어서, 용접 모재의 두께가 ASME SEC Ⅷ(Rules for Construction of Pressure Vessels)에 의거 38mmt 이상인 강재를 용접 시, 용접부의 표면(표면부에서 1.5mm) 및 이면(이면부 표면에서 센터 사이)에서의 충격 인성을 요구하고 있으며, 산업 현장에서는 보수 용접을 감안하여 최대 14~15시간 후열처리 시간을 아울러 요구하고 있다.

하지만 후열처리 시간이 길어질수록 Flux cored wire 용접부의 경우 충격 인성이 급격히 저하되며, 종래의 기술로는 -51℃에서 소망하는 용접 이면부 충격인성을 확보하기 어려운 실정이다.

예를 들어, 특허문헌 1에서는, 전 자세에서의 용접 작업성이 우수하고, 용접 그대로의 상태(As-weld) 및 후열 처리(PWHT) 후의 강도와 -40℃ 저온 인성이 양호한 용접금속을 얻을 수 있음을 제시하고 있다.

그러나 상기 특허문헌 1에 제시된 가스 쉴드 플럭스 충전 와이어는 -40℃ 저온 인성을 위주로 제안되어 화력 발전 및 각종 플랜트에서 최근에 적용되는 -51℃ 저온 충격인성은 확보되지 않은 실정이며, 나아가, 이면부의 충격 인성 역시 언급 하고 있지 않다.

대한민국 공개특허공보 2017-0021891호

따라서 본 발명은 용접작업성이 우수하고, 또한 용접 그대로의 상태 및 용접 후 열처리 모두에서 -51℃ 저온 인성, 특히 이면부의 저온 인성이 우수한 용접 금속을 얻을 수 있는 가스 실드 플럭스 충전 와이어를 제공하는 것을 목적으로 한다.

또한 본 발명에서 이루고자 하는 기술적 과제들은 이상에서 언급한 기술적 과제들에 한정되지 않으며, 언급하지 않은 또 다른 기술적 과제들은 아래의 기재로부터 본 발명이 속하는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 자에게 명확하게 이해될 수 있을 것이다.

상기 목적을 달성하기 위한 본 발명은,

금속 외피 내 플럭스가 충전되어 있는 플럭스 충전 와이어에 있어서,

상기 와이어 전 중량에 대한 중량%로, TiO₂: 6.0~10.0%, C:0.02~0.06%, Si:0.30~0.75%, Mn: 1.50~2.50%, Mg:0.30~0.90%, Ni:0.30~0.60%, B: 0.001~0.020%, Zr:0.10~0.30%, Nb:0.010%이하, V:0.010%이하, Na + K: 0.3~1.0%, 알카리 및 알카리토류 금속계 불소 화합물 중 F 환산량:0.02~0.12%, 잔여 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하고, 하기 관계식 1에 의해 정의되는 A 값이 0.9 ~ 1.3을 만족하도록 조성된 가스 실드 아크 용접용 플럭스 충전 와이어에 관한 것이다.

[관계식 1]

상술한 바와 같은 구성의 본 발명은 As-weld 사양 및 용접 후 열처리(PHWT) 사양의 두 사양 모두에 대하여 -51℃에서 우수한 저온 인성, 특히 이면부의 저온 인성이 우수한 용접부를 제공함과 동시에, 전 자세 용접작업성이 우수한 가스 쉴드 플럭스 충전 와이어를 효과적으로 제공할 수 있다.

따라서 이를 이용하여 오일/가스, 화력 발전 및 석유 정제 플랜트 등의 각종 플랜트에서 적용되는 용접부의 저온충격인성을 효과적으로 확보할 수 있다.

도 1은 본 발명의 실시예에서 충격 인성 평가 방법에 사용된 40mmt 모재 형상을 나타내는 그림이다.

이하, 본 발명을 설명한다.

본 발명의 플러스 충전 와이어는, 와이어 전 중량에 대한 중량%로, TiO₂ : 6.0~10.0%, C:0.02~0.06%, Si:0.30~0.75%, Mn:1.50~2.50%, Mg:0.30~0.90%, Ni:0.30~0.60%, B: 0.001~0.020%, Zr:0.10~0.30%, Nb:0.010%이하, V:0.010%이하, Na + K: 0.3~1.0%, 알카리 및 알카리토류 금속계 불소 화합물 중 F 환산량:0.02~0.12%, 잔여 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하고, 상기 관계식 1에 의해 정의되는 A 값이 0.9 ~ 1.3 을 만족하도록 조성된다.

이하, 본 발명의 플럭스 충전 와이어의 조성성분 및 그 함량 제한사유를 설명하며, 여기에서 기재하는 %는 다른 기재가 없는 한 중량%을 의미한다.

·TiO₂: 6.0~10.0%

TiO₂는 아크 안정제 역활과 더불어 슬래그 형성제의 주성분이다.

또한 본 발명에서는 우수한 용접 작업성을 확보하기 위한 TiO₂ 함량 조절이 중요하다. 만일 TiO₂ 함유량이 6.0% 미만이면 슬래그 응고성이 저하되어 전자세 용접, 특히 입향 상진 용접이 힘들어진다. 반면에, TiO₂ 함유량이 10.0%를 초과하면, 용접 금속 중의 산소량이 증가하여 As-weld 사양 및 용접 후 열처리(PHWT) 사양의 저온 인성이 저하되며, 용융성 저하로 스패터 발생량이 증가한다.

따라서 본 발명에서는 상기 TiO₂ 함량을 6.0∼10.0%로 제한함이 바람직하다.

·C: 0.02~0.06%

본 발명에서 탄소는 용접금속의 강도를 확보하고 용접금속의 저온 충격 인성을 확보할 수 있는 오스테나이트 안정화 원소이다. 그런데 탄소함량이 낮은 경우에는 오스테나이트가 안정화되지 않으므로 적정량의 탄소를 유지할 필요가 있으므로 그 하한을 0.02%로 하였다. 반면 탄소함량이 0.06%를 초과하게 되면, 후열처리 후 오스테나이트 결정입계에 탄화물 생성량이 급격하게 증가하여 인성에 악영향을 미치기 때문에 바람직하지 못하다.

이를 고려하여, 본 발명에서는 탄소(C) 함량을 0.02∼0.06% 범위로 제한함이 바람직하다.

·Si: 0.30~0.75%

본 발명에서 실리콘의 함량이 0.30% 미만이면 용접 금속부 내의 탈산 효과가 불충분하고 용접 금속부의 유동성을 저하시킨다. 반면에 0.75%를 초과하면 용접 금속부의 강도가 증가하여 인성이 저하되므로 바람직하지 못하다.

따라서 본 발명에서는 실리콘(Si)의 함량을 0.30~0.75%로 제한함이 바람직하다.

·Mn: 1.50~2.50%

본 발명에서 Mn은 비교적 약한 탈산제 역할과 강도를 향상시키는 역할을 하는 원소이다. S와 반응하여 FeS보다 MnS를 먼저 형성하기 때문에, S의 편석에 의한 저융점 화합물의 형성을 방지하여 고온균열 예방에 효과적이다.

본 발명에서는 Mn 함량을 1.50~2.50%로 제한함이 바람직한데, 이는 그 함량이 1.50% 미만에서는 용접 금속부 내의 탈산 효과가 불충분하여 인성이 저하된다. 반면에 2.50%를 초과하면 저온 변태조직을 생성시켜 내 균열성 및 인성이 급격하게 저하되고 강도가 증가 되기 때문에 바람직하지 못하다.

·Mg : 0.30~0.90%

본 발명에서 Mg은 강탈산제로서 용융 금속내의 산소와 반응하여 비금속 개재물의 생성을 억제하여 용접금속의 청정도를 향상시킨다. 그러나 그 함유량이 0.30%미만에서는 상기 함유에 따른 효과를 기대할 수 없으며, 0.90%를 초과하면 스패터 발생량이 증가하고 용융금속의 유동성 및 아크성이 저하하기 때문에 본 발명에서는 그 함유량을 0.30~0.90%로 제한함이 바람직하다.

·Ni: 0.30~0.60%

본 발명에서 Ni은 고용강화에 의해 매트릭스(matrix)의 강도와 인성을 향상시키는 필수적인 원소이며, 오스테나이트 안정화 원소로써 조직 개선에 효과적이다. 이러한 효과를 얻기 위해서는 Ni이 0.30% 이상 함유되는 것이 바람직하지만, 0.60%를 초과하는 경우에는 Ni의 수율이 증가, 설계한 용착금속 함량대비 증가하여 강도 및 인성을 저하시킨다.

따라서 본 발명에서는 니켈(Ni)의 함량을 0.20~0.70% 범위로 제한함이 바람직하다.

·B (붕소): 0.001~0.020%

B는 노치 인성을 개선하는 효과가 있다. B 함유량이 0.001% 미만이면 그 첨가 효과를 기대하기 어려우며, B 함유량이 0.020%를 초과하는 경우에는 인성 개선 효과가 급속히 감소함과 동시에 B이 결정립 사이에 결집하여 고온 균열성을 급격하게 저하시킨다.

따라서 본 발명에서는 B 함유량은 0.001~0.020% 범위로 제한함이 바람직하다.

·Zr (지르코늄): 0.10~0.30%

산화물 형태의 지르코니아(ZrO₂)는 적정수준 첨가시 용접 작업성에 영향을 주지만, 금속류의 지르코늄(Zr) 첨가시 용접부의 탈산제 역할 및 미세조직의 조대화를 억제시켜 인성을 향상시킨다. Zr 함유량이 0.10% 미만이면 그 첨가 효과를 기대하기 어려우며, Zr 함유량이 0.30%를 초과하는 경우에는 용접부의 강도 증가 및 지르코늄(Zr) 자체의 융점이 높아서 아크성을 저하시킨다.

따라서 본 발명에서는 Zr 함유량은 0.10~0.30% 범위로 제한함이 바람직하다.

·Nb: 0.010%이하, V: 0.010%이하

미량의 Nb 또는V는 TiO₂의 원료에 존재하며, 용접 금속의 결정 조성과 기계적 특성에 영향을 미칠 수 있다. Nb과 V은 불순물로 첨가되는 원소로서 결정립계에 석출하여 고용강화에 의하여 용접부 강도를 증가시킬 뿐 아니라 인성에도 영향을 미친다. 또한 용접후열처리(PWHT)를 실시할 경우 Nb과 V이 용접금속의 모든 조직에 용착되어 인성을 저하시키므로 Nb과 V 함량이 제어된 고순도의 원료를 사용하는 것이 중요하다.

따라서 본 발명에서는 Nb과 V의 함량을 각각 0.010%이하, 0.010% 이하의 범위로 제한함이 바람직하다.

·Na + K: 0.3∼1.0%

아크 안정제로 분류되는 알칼리금속 Na와 K 는 용접 시 아크 안정화를 이루어 양호한 작업성을 가져온다. 따라서 본 발명에서는 알칼리금속 Na와 K 중 1종 이상의 합(Na + K)을 0.3∼1.0%범위로 제한함이 바람직한데, 만일 그 함량이 0.3% 미만이면 아크 불안으로 작업성 저하를 가져오며, 1.0%를 초과하면 흄 발생량을 증가시키며 용접이음부 내 산소함량을 증가시켜 인성을 저하하기 때문이다.

·알카리 및 알카리토류 금속계 불소 화합물 중 F 환산량: 0.02~0.12%

불소 화합물은 고온의 아크에서 불소를 아크 중으로 발생시켜 용접 중 수소와 반응하여 탈수소 반응을 일으키게 되므로 용접이음부의 확산성 수소를 효과적으로 낮출 수 있다. 그런데 상기 불소화합물 중 F 환산량이 0.02%미만이면 상술한 효과를 기대하기 어려우며, 0.12%를 초과하면 흄 발생량을 과도하게 증가하기 때문에 그 함량 범위를 0.02 ~ 0.12%로 제한하는 것이다.

본 발명에서는 상기 불소 화합물로는 NaF₂, KSF, MgF₂중 1종 또는 2종 이상을 사용함이 바람직하다.

·하기 관계식 1에 의해 정의되는 A값: 0.9 ~ 1.3

[관계식 1]

본 발명의 플럭스 충전 와이어는 상술한 성분조성을 모두 만족함과 동시에, 우수한 용접작업성과 As-weld 사양 및 용접 후 열처리(PHWT) 사양의 두 사양 모두에 대하여 -51℃의 우수한 표면 및 이면부의 저온 인성을 제공하기 위하여, 상기 관계식 1에 의해 정의되는 A값이 0.9 ~ 1.3 범위를 만족하도록 TiO2, Si, Mn, Zr 함량을 제어함을 특징으로 한다.

만일 상기 A값이 0.9 미만이면 용접금속내 탈산효과가 부족하여 용접금속 중의 산소량을 증가시켜 인성을 저하시킨다. 반면에 1.3을 초과하면 과도한 탈산으로 인한 합금 성분 이행으로 아크성이 저하하며 강도가 증가하여 용착금속이 경해지므로 본 발명에서 요구하는 우수한 충격인성을 기대하기 어렵다.

그리고 본 발명의 플럭스 충전 와이어는 잔여 성분으로서 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하며, 여기에서 Fe는 금속외피 중의 Fe와 플럭스 중의 Fe 분말 등을 포함한다.

본 발명의 일실시예 따른 플럭스 충전 와이어 용접재료는 외피인 연강 재질인 후프와 와이어의 내부에 충전되는 플럭스로 구성되며, 플럭스 충전 아크 용접 와이어 총 무게에 대한 플럭스의 무게비는 14.0~20.0%를 이룰 수 있다.

상술한 합금조성 등을 만족하는 용접재료를 제공함으로써 YS 400급의 As-weld 사양 및 용접 후 열처리(PHWT) 사양의 두 사양 모두에 대하여 -51℃에서 우수한 저온 인성 확보할 수 있음과 아울러, 특히 용접 이면부의 저온 인성을 확보할 수 있다.

한편 상술한 합금조성을 만족하는 플럭스 충전 와이어를 이용하여 용접을 한 후 얻어지는 용접이음부는 60~75%의 Acicular ferrite와 25~35%의 2차상(Grain boundary ferrite)으로 이루어진 조직을 형성하며, YS 400MPa 이상의 강도와 As-weld 사양 및 용접 후 열처리(PHWT) 사양의 두 사양 모두에 대하여 -51℃에서의 충격 인성, 특히 이면부 값이 50J 이상으로 우수한 저온 충격 인성을 나타낼 수 있다.

이하, 실시예를 통하여 본 발명을 상세히 설명한다.

(실시예)

하기 표 1에 나타난 바와 같은 성분조성을 갖는 플럭스 충전 용접용 와이어를 각각 마련하였다.

이후, 이러한 각각의 용접 와이어를 이용한 용접전류 200~230A, 전류 24~26V, 용접속도 10~16cm/min, 용접 평균입열량 20~28kJ/cm의 입향상진 자세 조건으로 플럭스 충전 아크 용접을 실시하였다. 이때, 용접을 위한 모재로는 저 탄소(C)계 항복강도 360MPa급 이상인 40mmt SA516-70강재를 이용하였다.

구분	No.	TiO2	C	Si	Mn	Mg	Ni	B	Nb	V	F	Zr	Na+K	A
발 명 예	1	7.3	0.042	0.35	1.84	0.65	0.41	0.010	0.0015	0.004	0.07	0.16	0.5	1.11
	2	6.5	0.045	0.40	1.92	0.66	0.44	0.009	0.0020	0.006	0.10	0.15	0.6	1.27
	3	9.0	0.036	0.42	2.01	0.62	0.44	0.010	0.0015	0.004	0.09	0.12	0.5	0.92
	4	7.6	0.039	0.46	2.16	0.8	0.53	0.009	0.0018	0.005	0.11	0.18	0.6	1.16
	5	8.6	0.049	0.51	1.85	0.6	0.42	0.009	0.0018	0.006	0.12	0.19	0.6	0.98
	6	6.9	0.052	0.55	1.62	0.5	0.43	0.009	0.0017	0.006	0.10	0.19	0.5	1.18
	7	8.8	0.055	0.68	1.83	0.55	0.33	0.010	0.0018	0.005	0.10	0.29	0.6	1.03
	8	6.9	0.059	0.73	1.79	0.61	0.56	0.011	0.0019	0.004	0.09	0.25	0.6	1.29
	9	8.5	0.050	0.46	1.75	0.40	0.46	0.010	0.0020	0.006	0.10	0.24	0.5	1.00
비 교 예	1	5.3	0.042	0.42	1.82	0.66	0.40	0.010	0.0016	0.005	0.09	0.18	0.6	1.56
	2	11.6	0.040	0.40	1.86	0.64	0.42	0.010	0.0015	0.005	0.08	0.16	0.6	0.71
	3	5.6	0.010	0.38	1.85	0.65	0.41	0.011	0.0016	0.006	0.10	0.18	0.4	1.48
	4	5.8	0.080	0.37	1.84	0.67	0.42	0.010	0.0017	0.007	0.11	0.20	0.5	1.44
	5	6.8	0.045	0.25	1.79	0.66	0.43	0.011	0.0014	0.004	0.09	0.21	0.5	1.20
	6	6.7	0.048	0.92	1.80	0.64	0.41	0.012	0.0018	0.005	0.09	0.19	0.6	1.32
	7	7.2	0.042	0.40	1.11	0.65	0.42	0.011	0.0016	0.006	0.10	0.19	0.7	0.99
	8	7.3	0.046	0.38	3.35	0.63	0.41	0.011	0.0018	0.007	0.12	0.21	0.8	1.42
	9	8.2	0.043	0.45	1.84	0.23	0.41	0.010	0.0018	0.005	0.09	0.22	0.8	1.04
	10	8.6	0.042	0.46	1.82	1.15	0.42	0.010	0.0017	0.006	0.10	0.23	0.5	0.99
	11	7.6	0.048	0.37	1.84	0.65	0.43	0.010	0.0016	0.004	0.11	0.05	0.6	1.00
	12	7.5	0.046	0.36	1.81	0.65	0.46	0.012	0.0018	0.006	0.11	0.42	0.6	1.24
	13	6.9	0.049	0.69	2.36	0.65	0.42	0.011	0.0019	0.004	0.09	0.26	0.5	1.40
	14	6.2	0.049	0.73	2.42	0.65	0.42	0.011	0.0019	0.004	0.09	0.29	0.5	1.60
	15	9.9	0.047	0.45	1.52	0.65	0.44	0.011	0.0018	0.004	0.09	0.15	0.6	0.78
	16	9.0	0.047	0.32	1.72	0.65	0.44	0.011	0.0018	0.004	0.09	0.14	0.6	0.86

*표 1에서 각 성분 단위는 중량%이며, A는 관계식 1을 나타낸다.

그리고 아크 용접으로 형성된 용접 금속부에 대한 후열처리 기계적 성능 및 입향상진 용접작업성을 평가하여, 그 결과를 하기 표 2에 나타내었다.

상기 용접된 용접 금속부의 기계적 성질을 평가하기 위한 충격인성 시험편들은 도 1과 같이, 용접 금속부의 표면 1.5mm 및 이면(이면부 표면에서 센터 사이)에서 채취하였고, As-weld 사양 대비 충격인성에 취약한 후열처리(PWHT) 결과를 나타내었다. 인장시험편들은 용접 금속 표면부의 중앙에서 채취하였으며, 후열처리(PWHT)는 620℃×14hr 실시하였다.

인장 시험편은 KS규격(KS B 0801) 4호 시험편을 이용하였다. 아울러, 인장시험은 크로스 헤드 스피드(cross head speed) 10mm/mim에서 시험하였으며, 충격 시험편은 KS(KS B 0809) 3호 시험편에 준하여 제조하였다.

또한 입향상진 용접작업성은 12mm 두께의 SS400강재를 Fillet으로 조립하여, 용접 조건 200A~230/24~26V로 수(手) 용접을 실시하여, 용접 작업자 기준으로 용접 작업성을 만족하는 것을 우수한 것으로 평가하였다.

구분	No.	평균 입열량(KJ/cm)	충격치(J)-51℃ (620℃×14 hr PHWT)		인장시험		입향상진 용접성	종합평가
구분	No.	평균 입열량(KJ/cm)	표면 (Face)	이면 (Root)	인장강도 (MPa)	연신율 (%)	입향상진 용접성	종합평가
발 명 예	1	25	92	68	540	32.0	양호	◎
	2	26	90	62	552	31.4	양호	◎
	3	24	88	61	563	30.8	양호	◎
	4	26	80	56	575	29.8	양호	◎
	5	27	82	59	558	31.0	양호	◎
	6	26	89	63	550	31.2	양호	◎
	7	27	96	60	559	31.6	양호	◎
	8	26	89	62	568	30.6	양호	◎
	9	25	98	66	548	31.8	양호	◎
비 교 예	1	26	106	72	546	32.0	저하	X(용접작업성 저하)
	2	27	62	42	549	31.8	양호	X(이면부 충격인성 저하)
	3	26	69	45	532	32.4	저하	X(이면부 충격인성 및 용접작업성 저하)
	4	24	59	32	568	30.4	저하	X(표면, 이면부 충격인성 및 용접작업성 저하)
	5	26	56	39	525	32.6	양호	X(이면부 충격인성 저하)
	6	25	55	28	586	29.6	저하	X(이면부 충격인성 및 용접작업성 저하)
	7	25	62	42	506	33.4	양호	X(이면부 충격인성 저하)
	8	26	49	17	598	29.2	저하	X(표면, 이면부 충격인성 및 용접작업성 저하)
	9	25	55	32	536	32.6	양호	X(이면부 충격인성 저하)
	10	26	99	67	588	29.6	저하	X(용접작업성 저하)
	11	27	61	40	541	32.0	양호	X(이면부 충격인성 저하)
	12	26	103	72	568	30.4	저하	X(용잡직업성 저하)
	13	26	40	15	628	28.2	저하	X(표면, 이면부 충격인성 및 용접작업성 저하)
	14	27	57	26	528	32.4	저하	X(이면부 충격인성 및 용접작업성 저하)
	15	25	49	26	526	32.2	양호	X(표면, 이면부 충격인성 저하)
	16	26	52	30	533	31.8	양호	X(이면부 충격인성 저하)

상기 표 1-2에 나타난 바와 같이, 본 발명의 따른 용접용 와이어를 이용하여 플럭스 충전 아크 용접을 실시한 본 발명예(1~9)의 경우, 그 용접 금속부가 후열처리(PHWT) 사양의 용접금속 표면, 이면부 -51℃에서 50J 이상의 충격 인성 확보가 가능하였으며, 아울러, 입향 상진 용접작업성도 양호한 것을 확인할 수 있다.

이에 반하여, 와이어 조성성분이 본 발명의 범위를 벗어나거나 상술한 관계식 1에 의해 정의되는 A값이 0.9 ~ 1.3을 만족하지 못하는 용접용 와이어를 이용하여 용접을 행한 비교예(1~16)는 용접금속의 표면, 이면부 충격 인성, 또는 입향 상진 용접작업성이 좋지 않음을 알 수 있다.

구체적으로, 비교예 1~2는 TiO₂ 함량이 본 발명에서 요구하는 수준 보다 낮거나 과다하여 입향 상진 용접작업성이 저하되거나, 후열처리 이면부 -51℃ 충격 인성이 좋지 않았다.

비교예 3~4의 경우 C 함량이 본 발명에서 요구하는 수준보다 낮거나 과도하게 함유된 경우로서, C 함량이 낮을 경우 본 발명에서 요구하는 후열처리 이면부 -51℃ 충격 인성이 나빴으며, C 함량이 높을 경우 아크 집중의 과도한 증가로 입향 상진 용접작업성이 저하하였으며, -51℃ 충격 인성이 저하하였다.

비교예 5~6은 Si 함량이 본 발명에서 요구하는 수준 보다 낮거나 과도하게 함유된 경우로서, Si 낮을 경우 용접금속 탈산이 부족하여 후열처리 -51℃ 이면 충격 인성이 나빴으며, Si 함량이 높을 경우 용접금속 탈산 효과가 과도하여 강도증가로 인한 충격인성 저하 및 아크성 저하로 입향 상진 용접작업성 또한 저하하였다.

비교예 7~8은 Mn 함량이 본 발명에서 요구하는 수준 보다 낮거나 과도하게 함유된 경우로서, Mn 낮을 경우 Si과 마찬가지로 용접금속 탈산이 부족하여 후열처리 -51℃ 이면 충격 인성이 나빴으며, Si보다 탈산력이 강한 Mn 함량이 높을 경우 강도가 과도하게 증가하여 후열처리 -51℃ 표면, 이면 충격인성이 저하하였다.

비교예 9~10은 Mg 성분범위가 본 발명에서 요구하는 수준 보다 낮거나 과도하게 함유된 경우로서, Mg 낮을 경우에는 용접금속의 충분한 탈산이 부족하여 후열처리 충격인성이 저하하였으며, Mg이 높을 경우에는 용접금속의 청정효과가 크게 작용하여 후열처리 충격인성은 매우 양호하였으나, 과도한 아크성의 저하로 입향상진 용접작업성은 저하하였다.

비교예 11~12은 Zr 성분범위가 본 발명에서 요구하는 수준 보다 낮거나 과도하게 함유된 경우로서, Zr 낮을 경우에는 탈산효과 및 미세조직 제어가 부족하여 충격 인성이 저하하였으며, Zr 높을 경우에는 충분한 미세조직 제어로 후열처리 -51℃ 충격인성은 양호하나, 입향상진 용접작업성이 저하하였다.

비교예 13~16의 경우는 본 발명에서 요구하는 성분범위를 만족하였지만 관계식 1에 의해 정의되는 A 값이 0.9 ~ 1.3을 만족하지 못하는 경우로서 용접작업성 저하할 뿐만 아니라 후열처리 -51℃ 충격인성이 저하함을 확인할 수 있다.

이상에서 설명한 바와 같이, 본 발명의 상세한 설명에서는 본 발명의 바람직한 실시 예에 관하여 설명하였으나, 본 발명이 속하는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 자라면 본 발명의 범주에서 벗어나지 않는 한도 내에서 여러 가지 변형이 가능함은 물론이다. 따라서 본 발명의 권리 범위는 설명된 실시 예에 국한되어 정해져서는 안 되며, 후술하는 청구범위뿐만 아니라, 이와 균등한 것들에 의해 정해져야 한다.

Claims

금속 외피 내 플럭스가 충전되어 있는 플럭스 충전 와이어에 있어서,
상기 와이어 전 중량에 대한 중량%로, TiO₂: 6.0~10.0%, C:0.02~0.06%, Si:0.30~0.75%, Mn: 1.50~2.50%, Mg:0.30~0.90%, Ni:0.30~0.60%, B: 0.001~0.020%, Zr:0.10~0.30%, Nb:0.010%이하, V:0.010%이하, Na + K: 0.3~1.0%, 알카리 및 알카리토류 금속계 불소 화합물 중 F 환산량:0.02~0.12%, 잔여 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하고, 하기 관계식 1에 의해 정의되는 A 값이 0.9 ~ 1.3을 만족하도록 조성된 이면 충격인성이 우수한 가스 실드 아크 용접용 플럭스 충전 와이어.
[관계식 1]