KR20060011946A

KR20060011946A - 소려 마르텐사이트계 내열강의 용접 조인트

Info

Publication number: KR20060011946A
Application number: KR1020057018610A
Authority: KR
Inventors: 마사아키 타부치; 히로카즈 오카다; 마사유키 콘도; 스스무 쯔카모토; 후지오 아베
Original assignee: 도쿠리츠교세이호징 붓시쯔 자이료 겐큐키코; 미츠비시 쥬고교 가부시키가이샤; 수미도모 메탈 인더스트리즈, 리미티드
Priority date: 2003-03-31
Filing date: 2004-03-31
Publication date: 2006-02-06
Also published as: EP1621643A4; JP4188124B2; EP1621643B1; CN1784503A; WO2004087979A1; JP2004300532A; CN100489136C; US20060237103A1; US7785426B2; EP1621643A1

Abstract

소려 마르텐사이트 조직을 갖는 내열강의 용접 열영향부에 있어서의 세립부의 크리프 강도가 모재의 크리프 강도의 90% 이상이고, 크리프 강도가 현저하게 저하되는 HAZ세립부의 형성을 억제하는 것으로 한다.

소려 마르텐사이트계 내열강의 용접 조인트

Description

소려 마르텐사이트계 내열강의 용접 조인트{WELDED JOINT OF TEMPERED MARTENSITE BASED HEAT-RESISTANT STEEL}

본원 발명은 소려 마르텐사이트계 내열강의 용접 조인트에 관한 것이다. 보다 상세하게는, 본원 발명은 크리프 강도가 현저하게 저하되는 HAZ 세립부(細粒部)의 형성이 억제된 소려 마르텐사이트계 내열강의 용접 조인트에 관한 것이다.

소려 마르텐사이트 내열강은 ASME T91, P92, P122로 대표되는 바와 같이, 뛰어난 고온 크리프 강도를 갖고, 화력 발전 플랜트나 원자력 발전 설비를 비롯한 고온 플랜트의 내열 내압 부재에 사용되고 있다. 그러나, 대부분의 경우 고온 플랜트에 있어서 소려 마르텐사이트 내열강의 내압 부재나 내압 부품은 용접에 의해 제작되고, 용접부는 모재(母材)와 다른 조직을 갖기 때문에 모재보다 크리프 강도가 저하되는 경우가 자주 있다. 따라서, 용접부의 크리프 강도는 고온 플랜트의 성능에 있어서 중요한 요소(factor)가 되고 있다.

고온 플랜트에 있어서의 내열 내압부에 사용하는 용접 방법에는 TIG용접, 피복 아크 용접, 서브 머지 아크 용접(submerged arc welding) 등을 들 수 있는데, 어느 방법에 의해서도 용접부에는 용접시에 가해지는 열에 의해 조직이 변화되는 부분(열영향부, HAZ)이 생긴다. 소려 마르텐사이트 내열강의 HAZ는 용접시에 순간 적인 온도 상승으로서도 A_C1점 이상의 온도에 노출됨으로써 조직이 변화되기 때문에 모재(비 열영향부)에 비해 크리프 강도가 저하된다는 문제가 있다. 즉, 모재와 용접부를 포함한 용접 조인트를 시험편 평행부로 해서 크리프 시험을 행하면 HAZ에 있어서 파단된다.

소려 마르텐사이트 내열강은 A_C1점 이상의 온도에 놓여지면 소려 마르텐사이트 조직의 모상(母相)인 페라이트가 오스테나이트로 변태한다. 이 변태에 있어서 새롭게 생긴 오스테나이트의 조직은 원 소려 마르텐사이트의 조직을 파괴하도록 형성된다. 즉, A_C1점 이상의 온도에서 생기는 오스테나이트 입자는 소려 마르텐사이트의 모상인 페라이트 입자에 의한 조직에 의존하지 않고, 페라이트 입자에 의한 조직을 침식하도록 생성되며, 입자 성장한다. A_C3점 이상의 온도가 되면 모상은 모두 오스테나이트가 되고, 원 소려 마르텐사이트의 조직은 없어진다.

따라서, A_C1점∼A_C3점 부근의 온도에서는 오스테나이트 입자가 다수 새롭게 생기기 때문에 입경이 매우 미세한 조직(HAZ세립부)으로 된다. A_C3점 부근 이상에서 융점에 걸친 온도에서는 오스테나이트 입자는 조대화(粗大化)되고, A_C1점∼A_C3점 부근의 온도에 노출된 부분의 조직과 비교하면 상대적으로 구 오스테나이트 입경이 큰 조직[HAZ조립부(粗粒部)]이 된다.

그런데, 시판되어있는 P92와 P122 등에서는 모재의 구 오스테나이트 입경이 HAZ조립부의 구 오스테나이트 입경보다도 크게 되어 있다. 즉, 1090℃이하의 온도 에서 불림되어있는 P92와 P122 등의 HAZ에서는 모재보다 구 오스테나이트 입경이 작다. 지금까지 P92와 P122 등의 소려 마르텐사이트계 내열강의 용접 조인트에 대해서 크리프 강도를 조사해 본 결과, HAZ세립부에서 크리프 강도가 현저하게 저하한다 것을 알 수 있다. P92와 P122 등의 소려 마르텐사이트계 내열강의 용접 조인트에서는 크리프 시험에 있어서, HAZ세립부에서 파단되는 TYPE-IV 파괴가 생기고, 650℃에서는 크리프 파단 시간이 모재의 20%정도까지 저하된다.

그래서, HAZ세립부에 있어서의 크리프 강도의 열화 억제 때문에 모재 중에 Ti, Zr, Hf계의 탄질화물을 생성시키는 것이 제안되어 있다(예를 들면, 특허문헌1 참조). 또한, 입자 지름이 0.002 ∼ 0.1μm의 Mg함유 산화물 입자 및 Mg함유 산화물과 이것을 핵으로 해서 석출되는 탄질화물로 이루어진 입자 지름이 0.005 ∼ 2μm의 복합 입자의 1종 또는 2종을 합계로 1×1O⁴∼1×1O⁸개/mm² 함유시키는 것이 제안 되어 있다(예를 들면, 특허문헌2 참조). 또한, Ta산화물에 의한 HAZ의 크리프 강도의 열화 억제가 제안되어 있다(예를 들면, 특허문헌3 참조). 게다가, W와 Mo의 밸런스를 최적의 것으로 하거나 W의 첨가와 Nb, Ta에 의한 탄질화물에 의해 HAZ의 크리프 강도의 열화를 억제하는 것이 제안되어 있다(예를 들면, 특허문헌 4, 5참조). 기타, Cu와 Ni의 첨가에 의해 HAZ의 고용강화와 연성 향상을 꾀하고, HAZ의 크리프 강도의 열화 억제가 제안되어 있다(예를들면, 특허문헌 6참조).

그러나, P92와 P122 등의 용접 조인트의 크리프시험에 있어서, HAZ, 특히 HAZ세립부에서 보여지는 파단은 구 오스테나이트 입계(粒界)를 주로 하는 입계에서 보이드(void)가 형성되고, 이것이 연결되어 가는 것에 의한다. 이러한 파괴로부터 보면, 구 오스테나이트 입경이 작은 것은 보이드의 생성 사이트(site)를 많게 하고 보이드가 연결되기 쉬워지기 때문에 HAZ의 크리프 강도 열화의 중요한 요인 중 하나로 생각된다.

본원 발명은 상기한 바와 같은 사정을 감안하여 이루어진 것으로, 크리프 강도가 현저하게 저하되는 HAZ세립부의 형성이 억제된 소려 마르텐사이트계 내열강의 용접 조인트를 제공하는 것을 해결해야 할 과제로 하고 있다.

특허문헌1: 일본 특허공개 평 8 - 85848호 공보

특허문헌2: 일본 특허공개 2001 - 1927761호 공보

특허문헌3: 일본 특허공개 평 6 - 65689호 공보

특허문헌4: 일본 특허공개 평 11 - 106860호 공보

특허문헌5: 일본 특허공개 평 9 - 71845호 공보

특허문헌6: 일본 특허공개 평 5 - 43986호 공보

본원 발명은 상기의 과제를 해결하는 것으로서, 소려 마르텐사이트 조직을 갖는 내열강의 용접 열영향부에 있어서의 세립부의 크리프 강도가 모재의 크리프 강도의 90%이상인 것을 특징으로 하는 소려 마르텐사이트계 내열강의 용접 조인트(청구항1)를 제공한다.

본원 발명은 바람직한 실시형태로서, 소려 마르텐사이트 조직을 갖는 내열강이 중량%로 B: 0.003∼0.03%를 함유하는 것(청구항2), 소려 마르텐사이트 조직을 갖는 내열강이 중량%로 C: 0.03∼0.15%, Si: 0.0l∼0.9%, Mn: 0.01∼1.5%, Cr: 8.0∼13.0%, Al: 0.0005∼0.02%, Mo+W/2: 0.1∼2.0%, V: 0.05∼0.5%, N: 0.06%이하, Nb: 0.01∼0.2%, (Ta+Ti+Hf+Zr): 0.01∼0.2% 중 어느 1종 또는 2종 이상을 함유하고, 잔여부가 Fe 및 불가피적인 불순물인 것(청구항3), 소려 마르텐사이트 조직을 갖는 내열강이 또한, 중량%로 Co: 0.1∼5.0%, Ni: 0.5%이하, Cu: 1.7%이하 중 어느 1종 또는 2종 이상을 함유하는 것(청구항4), 그리고, 소려 마르텐사이트 조직을 갖는 내열강이, 또한 중량%로 P: 0.03%이하, S: 0.01%이하, O: 0.02%이하, Mg: 0.01%이하, Ca: 0.01%이하, Y 및 희토류 원소: 합계로 0.01%이하 중 어느 1종 또는 2종 이상을 함유하는 것(청구항5)을 제공한다.

또한, 본 출원에 있어서 언급되는 크리프 강도는 크리프 파단 강도를 포함하는 것이다.

소려 마르텐사이트계 내열강을 용접시와 같이 가열했을 때에 모상의 페라이트가 오스테나이트로 변태하는 현상에 있어서, 오스테나이트 입자의 형성을 모상의 페라이트 입자의 형상이나 결정방위 등에 의존시킬 수 있으면 가열시에 생기는 오스테나이트 조직은 용접 전의 소려 마르텐사이트 조직과 같거나 또는 유사한 조직으로 될 것이다. 또한, 가열 종료 후 냉각될 때에 A_C1점 이상의 가열에 의해 형성된 오스테나이트는 냉각 과정에서 마르텐사이트 변태하여, 조직은 용접 전의 소려 마르텐사이트 조직과 같거나 또는 유사한 조직으로 될 것이다. 이와 같이, 오스테나이트 입자의 형성을 모상의 페라이트 입자의 형상이나 결정방위 등에 의존시킬 수 있으면 HAZ의 조직에 큰 변화가 없어지고, 대개 모재와 같은 크리프 강도를 나타낸다는 것으로 생각된다.

다만, 오스테나이트 입자의 형성을 모상의 페라이트 입자의 형상이나 결정방위 등에 의존시킨다고 해도 HAZ의 전 영역을 모재와 같은 조직으로 유지시키는 것은 어렵다. 왜냐하면, 용접시에 A_C3점 이상 또한 모재의 불림 온도 이상의 온도에 놓여진 개소에서는 모재의 소려 마르텐사이트 조직과 같은 오스테나이트 조직이 형성된 후, 오스테나이트 입자가 성장해서 입경이 조대화해 버릴 가능성이 있기 때문이다.

그러나, HAZ세립부는 도 1에 도시된 바와 같이, 대략 HAZ의 폭 반 분의 영역을 차지하고, 대략 불림 온도보다 낮은 온도에 놓여지는 정도이며, HAZ세립부에 상당하는 영역의 대부분을 모재와 같은 조직으로 유지할 수 있다고 생각된다. 따라서, 오스테나이트 입자의 형성을 모상의 페라이트 입자의 형상이나 결정방위 등에 의존시켜 HAZ세립부에 상당하는 영역의 대부분을 모재와 같은 조직으로 유지시켰을 경우, HAZ를 용접시의 입열(入熱)에 의해 조직이 크게 변화된 개소로 가정하면 HAZ 폭은 종래의 소려 마르텐사이트계 내열강의 조인트와 비교해 좁아지고, 용접 조인트의 크리프 강도는 향상될 것이다. 이러한 외관상의 HAZ 폭의 감소는 종래의 HAZ세립부의 소실 또는 감소로 볼 수 있다.

또한, 오스테나이트 입자의 형성을 모상의 페라이트 입자의 형상이나 결정방위 등에 의존시켜도 모재의 소려 마르텐사이트계 내열강의 구 오스테나이트 입계 근방에서는 모상의 페라이트 입자의 형상이나 결정방위 등에 의존하지 않고 새롭게 오스테나이트가 형성되기 쉽다. 이 때문에, 부분적으로 모상의 페라이트 입자의 형상이나 결정방위 등에 의존하지 않은 오스테나이트 입자가 A_C1점 이상으로 가열된 개소에 형성되게 되지만, 이러한 오스테나이트의 양이 적어서 대부분이 모상의 페라이트 입자의 형상이나 결정방위 등에 의존한 오스테나이트 입자로 할 수 있다면, HAZ세립부의 감소에 상당하다고 생각된다.

또한, 소려 마르텐사이트계 내열강의 변태는 가열했을 때에 오스테나이트로 변태됨과 동시에 오스테나이트 입자의 재결정이 생기고, 세립화가 현저해진다고 생각된다. 이 재결정으로 생긴 오스테나이트 입자는 원 소려 마르텐사이트 조직의 형상이나 결정방위 등에 의존하지 않고 성장한다. 따라서, 재결정에 의해 생겼다고 생각되는 원 소려 마르텐사이트 조직에 의존하지 않는 오스테나이트 입자의 생성이나 성장을 억제함으로써, 원 모상의 조직에 의존하는 오스테나이트 조직을 형성시킬 수 있다고 생각된다.

본원 발명의 소려 마르텐사이트계 내열강의 용접 조인트은 이상의 원리에 의거하여 제작되고, 용접 열영향부에 있어서의 세립부의 크리프 강도가 모재의 크리프 강도의 90%이상이 된다.

구체적으로는, 본원 발명의 소려 마르텐사이트계 내열강의 용접 조인트를 실현하기 위해서는 용접 조인트에 사용하는 소려 마르텐사이트계 내열강의 조성을 선정할 수 있다. 예를 들면, 소려 마르텐사이트계 내열강에 B를 첨가함으로써 B가 입계에 편석하고, 입계 에너지가 내려가기 때문에, A_C1점 이상의 온도에 놓여진 소려 마르텐사이트계 내열강의 입계에서 원 페라이트 입자의 결정방위에 의존하지 않은 오스테나이트 입자의 핵 생성이나 성장이 억제되거나, 또는 재결정 오스테나이트 입자의 생성이나 성장이 억제된다. 그 결과, 원 페라이트 입자의 결정방위에 의존한 오스테나이트 입자로 변태되는 현상이 현저하게 나타난다.

B의 함유량은 중량%로 0.003∼0.03%가 적당하다. 0.003% 미만에서는 입계 편석에 의한 입계 에너지 저하의 효과가 충분하지 않고, 0.03%를 초과하면 붕화물의 과잉 형성에 의해 인성이나 가공성이 현저하게 손상된다. 바람직하게는, B의 함유량은 0.004∼0.02%이다.

이상의 B의 효과를 끌어 내기 위해서는 소려 마르텐사이트계 내열강의 조성을 고려할 필요가 있다. 오스테나이트 입자의 형성을 모상의 페라이트 입자의 형상이나 결정방위 등에 의존시키는 것에 유효하게 되는 소려 마르텐사이트계 내열강의 조성은 이하에 예시된다.

N의 함유량은 중량%로 0.06%이하가 적당하다. N은 Nb나 V와 질화물을 형성해서 크리프 강도에 기여하지만 0.06%를 초과하면 B와의 질화물인 BN의 양이 많아지기 때문에 첨가한 B의 효과가 현저하게 저하되고, 또한 용접성도 저하된다. 모재의 구 오스테나이트 입경을 크게 할 경우 N의 함유량은 B의 첨가량에도 의존하지만 0.01% 이하가 적합하다.

C의 함유량은 중량%로 0.03∼0.15%이 적당하다. C는 오스테나이트 안정화 원소이며, 소려 마르텐사이트 조직을 안정화시킴과 아울러 탄화물을 형성해서 크리프 강도에 기여한다. 0.03% 미만의 함유에서는 탄화물의 석출이 적어 충분한 크리프 강도가 얻어지지 않는다. 한편, 0.15%를 초과하면 소려 마르텐사이트 조직을 형성하는 과정에서 현저하게 경화되어버려 가공성이 저하하는 것 외에, 인성도 저하된다. C의 함유량은 바람직하게는 0.05∼0.12%이다.

Si의 함유량은 중량%로 0.01∼0.9%가 적당하다. Si는 내산화성의 확보에 중요한 원소이며 제강 공정에서 탈산제로서도 기능한다. 0.01% 미만의 함유에서는 충분한 내산화성을 얻을 수 없고, 0.9%를 초과하면 인성이 저하된다. 바람직하게는, Si함유량은 0.1∼0.6%이다.

Mn의 함유량은 중량%로 0.01∼1.5%가 적당하다. Mn은 제강 공정에서 탈산제로서 기능하고, 탈산제로서 사용되는 Al의 저감을 꾀한다는 점에서도 중요한 첨가 원소이다. 0.01% 미만에서는 충분한 탈산 기능을 얻을 수 없고, 1.5%를 초과하면 크리프 강도가 현저하게 저감된다. Mn의 함유량은 0.2∼0.8%가 적합하다.

Cr의 함유량은 중량%로 8.0∼13.0%가 적당하다. Cr은 내산화성의 확보에 불가결한 원소이다. 8.0% 미만의 함유에서는 충분한 내산화성을 얻을 수 없고, 13.0%를 초과하면 δ페라이트의 석출량이 증가해서 크리프 강도나 인성이 현저하게 저하된다. 바람직하게는 Cr의 함유량은 8.0∼10.5%이다.

A1의 함유량은 중량%로 0.0005∼0.02%가 적당하다. Al은 탈산제로서 중요한 원소이며 0.0005%이상 포함되어 있는 것이 필요하다. 0.02%를 초과해서 포함되면 크리프 강도가 현저하게 저하된다.

Mo와 W의 함유량은 Mo당량인 (Mo+W/2)가 중량%로 0.1∼2.0%가 적당하다. Mo 와 W는 고용강화 원소임과 아울러 탄화물을 형성해서 크리프 강도에 기여하지만, 고용강화 효과를 발휘시키기에는 적어도 0.1%가 필요하다. 한편, 2.0%를 초과하면 금속간 화합물의 석출이 촉진되어, 크리프 강도 및 인성이 현저하게 저하된다. 바람직하게는 Mo+W/2은 0.3∼1.7%이다.

V의 함유량은 중량%로 0.05∼0.5%가 적당하다. V는 미세 탄질화물을 형성해서 크리프 강도에 기여한다. 0.05% 미만에서는 탄질화물 석출이 적어 충분한 크리프 강도가 얻어지지 않는다. 한편, 0.5%를 초과하면 인성이 현저하게 손상된다.

Nb의 함유량은 중량%로 0.01∼0.2%가 적당하다. Nb은 V와 마찬가지로, 미세 탄질화물을 형성해서 크리프 강도에 기여한다. 0.01% 미만에서는 탄질화물 석출이 적어 충분한 크리프 강도가 얻어지지 않는다. 한편, 0.2%를 초과하면 인성이 현저하게 손상된다.

Ta, Ti, Hf, Zr는 Nb나 V와 마찬가지로, 미세 탄질화물을 형성해서 크리프 강도에 기여한다. Nb가 첨가되어 있지 않은 경우에는 합계로 0.01% 이상의 첨가가 없으면 충분한 크리프 강도가 얻어지지 않는다. Nb가 첨가되어 있을 경우에는 반드시 첨가할 필요는 없지만, 합계의 함유량이 0.2%를 초과하면 인성이 저하된다.

Co의 함유량은 중량%로 0.1∼5.0%가 적당하다. Co는 δ페라이트의 생성을 억제하며, 소려 마르텐사이트 조직을 형성하기 쉽게 하기 위해서는 0.1% 이상의 첨가가 필요하다. 다만, 5.0%를 초과하면 크리프 강도가 저하할 뿐만 아니라 고가 원소이기 때문에 경제성이 나빠진다. 바람직하게는 Co의 함유량은 0.5∼3.5%이다.

Ni 및 Cu는 모두 오스테나이트 안정화 원소이며, δ페라이트의 생성을 억제하고, 인성의 향상을 꾀하기 위해서 어느 1종 또는 2종을 첨가할 수 있다. 다만, Ni이 중량%로 0.5%를 초과하여 Cu가 1.7%를 초과해서 첨가되면 크리프 강도가 현저하게 저하된다.

P, S, 0, Mg, Ca, Y 및 희토류 원소는 모두 불가피적인 불순물이며, 그 함유량이 낮으면 낮을수록 바람직하다. 함유량은 중량%로 P: 0.03%, S: 0.01%, O: 0.02%, Mg: 0.01%, Ca: 0.01%, Y 및 희토류 원소: 0.01%를 초과하면 크리프 연성이 저하된다.

본원 발명의 소려 마르텐사이트계 강의 용접 조인트에 있어서의 소려 마르텐사이트계 강철에서는, 이상의 원소가 각 소정량에 있어서 1종 또는 2종 이상이 함유되도록 하고, 잔여부를 Fe 및 불가피적인 불순물로 할 수 있다. 또한, 불가피적인 불순물에는 Sn, As, Sb, Se 등도 들 수 있고, 이들 원소는 입계 편석하기 쉽다. 또한, 제조 공정 중 크리프 시에 보이드 형성을 조장하기 쉬운 성분이 혼입될 가능성이 있다. 이러한 불순물 원소는 최대한 저감시키는 것이 바람직하다.

본원 발명에 의해, 크리프 강도가 현저하게 저하되는 HAZ세립부가 충분하게 억제된 용접 조인트가 실현된다. 발전용 보일러·터빈, 원자력 발전 설비, 화학 공업 등의 분야에서 사용되는 내열 내압 용접 조인트 부재의 신뢰성이 향상되고, 또한 고온에서 장시간 사용이 가능하게 되어, 각종 플랜트의 장기 수명화, 제조 코스트 및 러닝 코스트(running cost)의 저하에 더해, 고효율적인 설비의 실현도 가능해 진다.

이하 실시예를 도시하고, 본원 발명의 소려 마르텐사이트계 강의 용접 조인트에 대하여 보다 상세하게 설명한다.

도 1은 용접 조인트에 있어서의 용접 열영향부와 그 세립부에 대해서 개략적으로 도시한 도면이다.

도 2는 P2재와 P2재의 용접 조인트의 650℃에서의 크리프 시험에 있어서의 응력과 파단 시간의 관계를 도시한 상관도이다.

표 1

표 1은 용접 조인트의 제작 및 HAZ의 조직 확인 시험에 사용한 소재의 조성, 형상 및 열처리를 도시하고 있다. P1, P2재 및 T1 ~ T3재는 180kg의 잉곳(ingot)을 진공 용해로를 이용하여 제작했다. P1, P2재는 열간 단조에 의해 30mm 두께의 판으 로 성형하고, 표1에 도시한 바와 같은 열처리를 실시했다. T1 ∼T3재는 열간 압출에 의해 외경 84mm - 두께 12.5mm의 강관으로 성형하고, 표1에 도시한 바와 같은 열처리를 실시했다. S1B는 ASME P122재이며, 열처리는 표 1에 도시한 바와 같다. S2는 종래 재인 ASME P92재의 시판 동등 재이며, 열처리는 표1에 도시한 바와 같다.

P1, P2재, T1 ∼ T3재, S1B재, S2재에 대하여 같은 것을 연이어서 용접 조인트를 제작했다. 용접 조인트의 제작 조건은 모두 가스·텅스텐·아크 용접법에 따르고, 전압 10∼15V, 전류 100∼200A, Ar 실드 가스(shield gas), 용접 후 열처리 740℃-4h로 했다. 용접 재료는 P1, P2재, T1 ∼ T3재의 조인트에는 AWS ER Ni Cr-3재를 사용하고, S1B재, S2재의 조인트에는 공금계(共金系)의 용접 부재를 사용했다. 이들 용접 조인트의 HAZ세립부가 모재의 소려 마르텐사이트 조직에 있어서의 페라이트 입자의 형상이나 결정방위에 의존하고 있는 영역을 측정했다. 이 측정에 있어서 HAZ세립부를 도 1에 도시한 바와 같이, HAZ를 용접 금속으로부터 모재측에 걸쳐서 2분할한 모재측의 부분으로 했다. HAZ 폭은 마이크로 비커스 경도계를 사용한 측정에 따라 모재 경도와 비교해서 열영향에 의해 연화된 개소로부터 용금(溶金)까지의 길이로 했다. 연화가 불선명한 것에 대해서는 광학 현미경 관찰 시에 에칭하고, 모재보다 더 강하게 흐릿함을 띠는 영역의 폭을 눈으로 관찰해서 측정했다. 구체적으로는, 용접 조인트의 HAZ에 있어서 단면을 잘라내고, 경면연마를 행한 후 에칭해서 광학 현미경에 의해 모재의 소려 마르텐사이트 조직의 페라이트 입자의 형상이나 결정방위에 의존하고 있는 영역의 면적을 측정했다.

표 2

표 2에 용접 조인트의 HAZ세립부에 있어서의 모재 조직의 페라이트 입자의 형상이나 결정방위에 의존하고 있는 영역의 면적비를 도시했다. P1, P2재 및 T1 ∼ T3재에서는 면적비가 75% 이상에 이른다. 이것으로부터, HAZ세립부의 조직의 대부분은 모재와 같은 정도의 구 오스테나이트 입경을 갖고, 종래의 소려 마르텐사이트계 내열강과 같은 미세한 구 오스테나이트 입자에 의한 HAZ세립부가 아니다는 것이 이해된다. 한편, 종래 부재인 S1B재와 S2재의 HAZ세립부는 모두 미세한 구 오스테나이트 입자에 의해 점유되어 있었다.

또한, 모재의 소려 마르텐사이트 조직의 페라이트 입자의 형상이나 결정방위에 의존하고 있는 영역의 측정에 있어서는 인접하는 동일한 결정방위를 갖는 영역이라면 에칭의 농담(濃淡)이나 모양 등이 같아지도록 되는 것, HAZ세립부가 놓여지는 온도와 시간을 고려하면 재결정에 의해 성장한 오스테나이트 입자의 크기는 비교적 작다는 것, 또한 재결정에 의한 오스테나이트 입자 이외의 영역은 원 페라이트 입자의 방위 등에 의존해서 변태한 영역이다는 것을 고려했다.

그리고, P1, P2재, T1 ∼ T3재의 용접 조인트에 대해서 크리프 시험을 행했다. 크리프 시험은 온도 650℃, 부가 응력은 100, 110, 120, 130MPa로 했다. 100MPa에서는 용금계면(溶金界面)에서 파단되고, 110MPa 이상에서는 어느 용접 조인트에 있어서도 모재에서 파단되어, HAZ세립부의 우수한 크리프 강도가 확인되었다. 한편, 종래의 소려 마르텐사이트계 내열강의 S1B재, S2재의 용접 조인트에 대한 크리프 시험의 결과(온도650℃, 부가응력110, 90MPa), 모든 HAZ세립부에서 파단되고, HAZ세립부가 모재보다 크리프 강도가 낮다는 것이 확인되었다.

또한, 650℃에 있어서의 110MPa의 크리프 파단 시간은 P2재의 용접 조인트에서 1930시간이며, S1B재의 모재는 1300시간, S1B재의 용접 조인트는 950시간이었다. P2재의 용접 조인트은 우수한 크리프 강도를 나타냈다.

도 2에서 P2재와 P2재의 용접 조인트의 650℃에서의 크리프 시험에 있어서의 응력과 파단 시간의 관계를 도시한다.

도 2에 있어서 P2재의 용접 조인트의 크리프 강도는 P2재의 크리프 강도의 90%에 상당하는 점선보다 위에 있고, 분명하게 모재의 크리프 강도의 90%이상이다는 것이 확인된다. 마찬가지로, 본원 발명의 용접 조인트의 650℃에서의 크리프 강도는 모재의 크리프 강도의 90%이상이였다.

한편, S1B재 및 S2재의 용접 조인트의 650℃에서의 크리프 강도는 모두 90MPa 이하의 저 응력에서는 어느 것도 모재의 크리프 강도의 90%미만이였다.

이상의 결과로 부터, 본원 발명의 소려 마르텐사이트계 내열강의 용접 조인트는 HAZ세립부에 있어서 모재의 소려 마르텐사이트 조직에 있어서의 페라이트 입 자의 형상이나 결정방위에 의존하고 있는 영역의 면적비가 크고, HAZ세립부의 크리프 강도가 모재의 크리프 강도의 90%이상이다는 것이 확인되었다.

이어서, P2재, T2재, S1B재 및 S2재로부터 10mm ×10mm ×20mm 정도의 소편(小片)을 잘라내고, 용접시에 HAZ세립부가 형성되는 개소가 놓여지는 바와 같은 온도 환경인 950℃에서 1h 유지한 후 공냉하고, 이어서 용접 후 열처리(740℃-4h후, 공냉)을 실시했다. 이러한 열처리를 실시하고, 모재의 소려 마르텐사이트 조직에 있어서의 페라이트 입자의 형상이나 결정방위에 의존하고 있는 영역의 면적비를 측정함으로써, 모재 조직에 의존하고 있는 조직의 안정성을 평가할 수 있다. 통상, HAZ의 조직이 형성되는 열이력(熱履歷)은 승온(昇溫) 속도가 수십∼100K/초로 피크 온도에 달하고, 피크 온도에서 수 초 정도 이하의 극히 짧은 시간의 유지 또는 유지되지 않는 과정을 경과한 후, 강온(降溫) 속도가 수십K/초 정도에서 100∼300℃정도로 되돌아오는 바와 같은 열이력이다. 이것으로부터, 상기한 950℃-1h의 열처리에 의해 형성되는 조직은 실제의 용접시에 놓여지는 조건보다도 유지 시간이 길기 때문에 모재 조직에 의존하지 않는 조직이 많아지게 된다고 생각된다. 또한, 950℃-1h의 열처리의 온도상승 속도는 20℃/분으로 했다. 또한, 어느 시료의 A_C3점도 950℃이하이다.

표 3

표 3에서 950℃-1h의 열처리를 실시한 각 시료에 대해서, 모재 조직에 의존하고 있는 조직의 면적비를 도시했다. S1B재와 S2재가 모재 조직에 의존하고 있는 조직은 전혀 없고, 한편 P2재와 T2재가 모재 조직에 의존하고 있는 조직은 60%에 이르고 있어, 용접 조인트의 HAZ세립부의 결과와 같은 결과가 되었다.

물론, 본원 발명은 이상의 실시예에 한정되는 것은 아니고, 상세부에 대해서는 여러가지 형태가 가능하다 것은 말할 필요도 없다.

이상에서 상세히 설명한 바와 같이, 본원 발명에 의해 크리프 강도가 현저하게 저하하는 HAZ세립부가 억제된 소려 마르텐사이트계 내열강의 용접 조인트가 실현된다.

Claims

소려 마르텐사이트 조직을 갖는 내열강의 용접 열영향부에 있어서의 세립부의 크리프 강도는 모재의 크리프 강도의 90%이상인 것을 특징으로 하는 소려 마르텐사이트계 내열강의 용접 조인트.
제 1 항에 있어서,

소려 마르텐사이트 조직을 갖는 내열강은 중량%로 B: 0.003∼0.03%를 함유하는 것을 특징으로 하는 소려 마르텐사이트계 내열강의 용접 조인트.
제 2 항에 있어서,

소려 마르텐사이트 조직을 갖는 내열강은 중량%로 C: 0.03∼0.15%, Si: 0.01∼0.9%, Mn: 0.01∼1.5%, Cr: 8.0∼13.0%, Al: 0.0005∼0.02%, Mo+W/2: 0.1∼2.0%, V: 0.05∼0.5%, N: 0.06%이하, Nb: 0.01∼0.2%, (Ta+Ti+Hf+Zr): 0.01∼0.2% 중 어느 1종 또는 2종 이상을 함유하고, 잔부가 Fe 및 불가피적인 불순물인 것을 특징으로 하는 소려 마르텐사이트계 내열강의 용접 조인트.
제 3 항에 있어서,

소려 마르텐사이트 조직을 갖는 내열강은 또한, 중량%로 Co: 0.1∼5.0%, Ni: 0.5%이하, Cu: 1.7%이하 중 어느 1종 또는 2종 이상을 함유하는 것을 특징으로 하 는 소려 마르텐사이트계 내열강의 용접 조인트.
제 4 항에 있어서,

소려 마르텐사이트 조직을 갖는 내열강은 또한 중량%로 P: 0.03%이하, S: 0.01%이하, O: 0.02%이하, Mg: 0.01%이하, Ca: 0.01%이하, Y 및 희토류원소: 합계로 0.01%이하 중 어느 1종 또는 2종 이상을 함유하는 것을 특징으로 하는 소려 마르텐사이트계 내열강의 용접 조인트.