KR20090045336A - 취성 파괴 발생 저항성이 우수한 전자빔 용접 이음부 - Google Patents

Abstract

항복 강도가 355MPa급 이상이고 판 두께가 50mm를 초과하는 고강도 강판을 전자빔 용접에 의해 맞대기 용접하여, 파괴 인성치 δc가 충분히 높은 용접 이음부를 형성하기 위하여, 맞대기 용접부를, 용접 금속부의 경도가 모재의 경도의 110% 이상 220% 이하이고 용접 금속부의 폭이 모재 판 두께의 20% 이하가 되도록 한다. 더욱 바람직하게는, 용접 이음부의 용접 금속 중에 O의 양을 20ppm 이하로 하고 입경 2.0㎛ 이상의 산화물의 양을 10개/㎟ 이하로 하거나, 용접 이음부의 용접 금속 중에 Ni를 1 질량% ~ 4 질량% 함유시키고 모재의 함유량보다도 0.2 질량% 이상 많이 함유시키거나, 모재로서 Ni를 2.5 질량% 이상 함유하는 강재를 이용하는 경우에는 상기 용접 이음부의 용접 금속 중에 함유된 Ni의 함유량이 질량%로 4% 초과 8% 이하가 되도록 한다.

맞대기 용접, 용접 이음부, 용접 금속부, 열영향부, 산화물

Description

취성 파괴 발생 저항성이 우수한 전자빔 용접 이음부{JOINT WELDED BY ELECTRON BEAM WITH EXCELLENT UNSUSCEPTIBILITY TO BRITTLE FRACTURE}

본 발명은, 용접 구조체, 특히 판 두께가 50mm를 초과하는 후강판을 맞대기 용접하여 구성한 용접 구조체의 취성 파괴 발생 저항성이 우수한 전자빔 용접 이음부에 관한 것이다.

석유 등의 화석 에너지로부터 벗어나 재생 가능한 자연 에너지를 이용하려는 사회적 요구는 극히 높아지고 있고, 대규모 풍력 발전도 세계적으로 보급되고 있다.

풍력 발전에 가장 적합한 지역은 지속적으로 강풍을 기대할 수 있는 지역이며, 해상 풍력 발전도 세계적 규모로 실현되고 있다. 해상에 풍력 발전탑을 건설하기 위해서는, 해저 지반에 탑의 기초 부분을 매립할 필요가 있고, 해수면으로부터 풍력 발전의 터빈 날개의 높이를 충분히 확보하기 위해서는, 기초 부분도 충분한 길이가 필요하다.

따라서, 풍력 발전탑의 기초 부분에서는, 판 두께가 100mm 정도이고 직경이 4m 정도의 큰 단면을 가지는 관 구조가 되고, 탑의 전체 높이는 80m 이상이나 된다. 그와 같은 거대 구조물을 건설 현장 부근의 해안에서 간단하고 용이하게 또한 고능률적으로 용접 조립하는 것이 요구되고 있다.

따라서, 전술한 바와 같이, 판 두께 100mm에 이르는 극후강판(極厚鋼板)을 고능률적으로 현지(on-site)에서 용접하는 것과 같은 종래에 없던 필요성이 생기게 되었다.

일반적으로, 전자빔 용접 방법은, 고밀도·고에너지 빔에 의해 후강판을 효율적으로 용접할 수 있는 용접 방법이지만, 진공 체임버 내에서 고진공 상태를 유지하여 용접할 필요가 있으므로, 종래에는 용접할 수 있는 강판의 크기가 한정되어 있었다.

이에 대하여, 근래에는 극후강판을 효율적으로 현지 용접할 수 있는 용접 방법으로서, 저진공 하에서 시공이 가능한 전자빔 용접 방법(RPEBW: Reduced Pressured Electron Beam Welding: 감압 전자빔 용접)이 영국의 용접 연구소에서 개발되어 제안되어 있다(국제 공개특허공보 제WO 99/16101호 참조).

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

그러나 한편으로, 이 RPEBW법에서는, 진공 체임버 내에서 용접하는 방법에 비하여 진공도가 저하한 상태로 용접하므로, 전자빔으로 용융되고 그 후 응고하는 용융 금속 부분(이하, 용접 금속부라고도 함)의 인성 확보가 곤란해진다는 새로운 과제가 부상하였다.

이와 같은 과제에 대해, 종래에, 판상의 Ni 등의 삽입 금속(insert metal)을 용접면에 부착하여 전자빔 용접함으로써, 용접 금속의 Ni 함유량을 0.1% ~ 4.5%로 하여 용접 금속의 샤피 충격치 등의 인성을 개선하는 방법이 일본 공개특허공보 평3-248783호 등에 공지되어 있다.

그러나, RPEBW법을 이용하여 용접할 때에, 이 방법에서는 삽입 금속 중의 Ni 등의 원소가 용접 열영향부까지 균일하게 확산하지 않고, 용접 금속과 용접 열영향부(이하, HAZ부라고 함)의 경도의 차이를 증대시키므로, 오히려 HAZ부의 인성이 상당히 불균일하다는 문제가 나타나게 되었다.

일반적으로 용접 구조물의 안전성을 정량적으로 평가하는 지표로서, CTOD 시험에 의해 측정되고 파괴 역학에 기초하는 파괴 인성치 δc 값이 알려져 있다. 종래의 RPEBW법에 의해 용접하여 얻은 용접 이음부는, 상기 용접 열영향부의 인성이 상당히 불균일하므로, 파괴 인성치 δc 값을 충분히 확보하는 것이 곤란하였다.

한편, 일렉트로가스(electrogas) 용접 등의 대입열(大入熱) 용접 이음부에서의 파괴 인성치 Kc를 확보하기 위하여, 용접 금속과 모재의 경도 비를 110% 이하가 되도록 제어하여, 용접 금속부와 모재부의 경계(이하, FL부라고 함)의 파괴 인성 Kc를 개선하는 방법이 일본 공개특허공보 제2005-144552호에 제안되어 있다.

그러나, 전자빔 용접 이음부의 파괴 인성치 δc를 확보하기 위해서는, FL부와 용접 금속부 모두의 파괴 인성치 δc를 만족시킬 필요가 있고, 대입열 용접 이음부와 마찬가지로 모재의 경도의 110% 이하까지 저하시키면, 전자빔 용접 이음부에서의 용접 금속부의 파괴 인성치를 확보할 수 없다는 문제가 발생한다.

또한, 전자빔 용접법은 전자빔이 가지는 에너지에 의해 용접부의 모재를 일 단 용융시키고 다시 응고시켜 용접하는 방법이며, 일렉트로가스 용접 등의 대입열 아크 용접법과 같이, 용접 와이어 등에 의한 용접 금속부의 경도나 파괴 인성치 δc 등의 특성을 용이하게 제어하는 것이 곤란하다.

이상과 같은 종래 기술을 고려하여, 본 발명은, 전자빔 용접 이음부에서의 용접 금속부와, 특히 국소적인 응력이 증대하는 용접 금속부와 용접 열영향부의 경계(FL부)의 양방의 파괴 인성치 δc를 향상시키고, 용접 이음부의 파괴 인성을 안정적으로 향상시키는 수단을 제공하는 것을 목적으로 한다.

본 발명자들은 상기 목적을 달성하기 위하여 모재와 용접 이음부의 기계적 성질에 대하여 조사하였다. 그 결과, 용접 금속부의 인성을 향상시키기 위하여 사용한 삽입 금속의 존재에 의해 용접 금속부의 강도나 경도가 상승하고, 모재의 강도나 경도보다도 현저하게 높아짐으로써, 용접 금속부에 접하여 있는 용접 열영향부(HAZ부)와의 경계 근방에서 국소적인 응력이 증대하고, 그에 따라 FL부의 파괴 인성치 δc가 저하한다는 것을 밝혀내었다.

또한, 이러한 지견에 기초하여, 항복 강도가 355MPa급 이상이고 판 두께가 50mm를 초과(바람직하게는, 50mm 초과 ~ 100mm 정도)하는 고강도 후강판의 전자빔 용접에 있어서, 오버 매칭에 의한 이음부 인성의 저하를 방지할 수 있고 안정적으로 우수한 인성을 확보할 수 있는 용접 이음부를 구현화하는 새로운 이음부 설계 기술로서, 본 발명을 달성하였다.

이와 같은 본 발명의 요지는 이하와 같다.

(1) 용접 구조체의 맞대기 용접 이음부에서의 용접 금속부의 경도가 모재의 경도의 110% 초과 220% 이하이고, 용접 금속부의 폭이 모재부의 판 두께의 20% 이하인 것을 특징으로 하는 취성 파괴 발생 저항성이 우수한 전자빔 용접 이음부.

(2) 상기 (1)에 기재된 전자빔 용접 이음부에 있어서, 모재로서, 질량%로, C: 0.02% ~ 0.2%, Mn: 0.8% ~ 3.5%, S: 0.0005% ~ 0.0025%, Al: 0.02% 미만, Ti: 0.01% ~ 0.05%를 함유하고, 아래의 (a)식으로 표현된 Pcm의 값이 0.12% 이상 0.5% 이하인 강재를 이용하고, 용접 이음부의 용접 금속 중에 함유된 O의 양이 20ppm 이상이고, 용접 금속 중에 입경 2.0㎛ 이상의 산화물의 양이 10개/㎟ 이하인 것을 특징으로 하는 취성 파괴 발생 저항성이 우수한 전자빔 용접 이음부.

Pcm=C+Si/30+Mn/20+Cu/20+Ni/60+Cr/20+Mo/15+V/10+5B ······ (a)

(3) 상기 (2)에 기재된 전자빔 용접 이음부에 있어서, 입경 0.1㎛ 이상 2.0㎛ 미만의 Ti 산화물의 양이 30개/㎟ ~ 600개/㎟인 것을 특징으로 하는 취성 파괴 발생 저항성이 우수한 전자빔 용접 이음부.

(4) 상기 (1)에 기재된 전자빔 용접 이음부에 있어서, 상기 용접 이음부의 용접 금속 중에 Ni를 1 질량% ~ 4 질량% 함유하고, 모재의 함유량보다도 0.2 질량% 이상 많이 함유하는 것을 특징으로 하는 전자빔 용접 이음부.

(5) 상기 (4)에 기재된 전자빔 용접 이음부에 있어서, 용접 금속 중에 B를 10ppm 이하 함유하는 것을 특징으로 하는 전자빔 용접 이음부.

(6) 상기 (1)에 기재된 전자빔 용접 이음부에 있어서, 상기 모재로서 Ni를 2.5 질량% 이상 함유하는 강재를 이용하고, 상기 용접 이음부의 용접 금속 중에 함유된 Ni의 함유량이 질량%로 4% 초과 8% 이하인 것을 특징으로 하는 전자빔 용접 이음부.

(7) 상기 (1) ~ (6) 중 어느 하나에 기재된 전자빔 용접 이음부에 있어서, 상기 용접 구조체가 판 두께 50mm 초과의 고강도 강판을 맞대기 용접한 구조체인 것을 특징으로 하는 전자빔 용접 이음부.

본 발명에 의하면, 항복 강도가 355MPa급이고 판 두께가 50mm를 초과하는 고강도 강판을 전자빔 용접할 때, 파괴 인성치 δc가 충분히 높은 용접 이음부를 형성하는 것이 가능하다.

또한, 삽입 금속을 사용하지 않은 경우에도, 모재의 Ni 함유량에 따라서, 확실하게 본 발명의 목적을 달성하는 것이 가능하다.

도 1은 용접 금속 및 HAZ, FL부의 δc 값에 미치는 용접 금속부와 모재의 경도의 영향을 나타내는 도면이다.

도 2는 HAZ 연화 폭과 HAZ, FL부의 CTOD 값의 관계에 미치는 용접 금속부와 모재의 경도 비 및 γ 입경의 영향을 나타내는 도면이다.

도 3은, 판 두께 70mm의 시험편에 대해, 용접 금속부(WM)와 용접 열영향부(HAZ)의 경계부(FL) 및 용접 열영향부(HAZ)에 노치를 형성하고, 노치 선단에서의 CTOD(Crack Tip Opening Displacement: 균열단 개구 변위)가 0.05mm가 되는 경우의 노치 선단으로부터 균열 진전 방향 쪽의 각 위치에서 균열 개구 응력 분포를 FEM(3차원 유한 요소법)으로 해석한 결과의 일례를 나타내는 도면이다.

도 4는 맞대기부에 Ni 박을 삽입하거나 삽입하지 않고 RPEBW법에 의해 용접한 경우의 CTOD 시험 결과를 나타내는 도면이다.

도 5는 도 1과 동일한 경우의 용접 이음부의 경도 변화를 나타내는 도면이다.

도 6은 용접 금속의 파괴 인성치와 입경 2.0㎛ 이상의 산화물 개수의 관계를 나타내는 도면이다.

도 7은, 용접 금속의 Ni와, 용접 금속과 모재 강판의 Ni량의 차이와, 파괴 인성치 δc 사이의 관계를 나타내는 도면이다.

도 8은 용접 금속부와 FL, HAZ부의 파괴 인성치 δc에 대한 용접 금속 중의 Ni 함유량의 영향을 나타내는 도면이다.

일반적인 전자빔 용접 이음부에서는, 모재의 일부를 용해하고 재응고시켜 형성된 용접 금속부에서, 필요한 파괴 인성치 δc를 확보하는 것은 곤란하다. 따라서, 종래에는 전자빔 용접 시에, 용접 홈부에 니켈 박 등의 삽입 금속을 삽입하고, 용접 금속부의 담금질성을 향상시키고, 그 상승(相乘) 효과에 의해 파괴 인성치 δc를 확보하는 방법이 알려져 있다.

그러나, 본 발명자들은, 이 방법으로는, 전자빔 용접 이음부에서의 용접 열영향부, 특히 용접 금속부와 용접 열영향부의 경계(FL부)의 파괴 인성치 δc가 대폭으로 저하하고, 전자빔 용접 이음부의 파괴 인성치 δc를 충분히 확보할 수 없다는 것을 밝혀내었다.

따라서, 본 발명자들은, 항복강도로 460MPa급의 강판을 시험 제조하고, Ni 함유량이 4%의 삽입 금속을 용접 홈(groove)에 삽입하여 전자빔 용접을 실시하고, CTOD 시험에 의해 얻어진 용접 이음부의 파괴 인성치 δc를 측정하고 평가하였다.

상기 용접 이음부의 CTOD 시험의 결과, 용접 금속부의 파괴 인성치 δc는 0.2mm 이상으로 충분히 높은 값을 나타내었지만, 용접 금속부와 HAZ부의 경계부(FL부)의 파괴 인성치 δc는 0.02mm 이하로 극히 낮은 값을 나타낸다는 것이 판명되었다.

다음으로, 상기 용접 이음부의 CTOD 시험에서의 파괴 발생점을 상세히 조사한 결과,

(i) 파괴의 발생 위치는 용접 금속부(WM)와 용접 열영향부(HAZ)의 경계[용접 용융선(FL)]부라는 점을 밝혀내었고,

상기 용접 이음부의 CTOD 시험에 있어서 파괴의 구동력이 되는 국소 응력의 분포 형태를 3차원 유한 요소법으로 해석한 결과,

(ii) FL부의 국소 응력은 인접하는 용융 금속부(WM)의 경도의 영향을 현저하게 받는다는 점을 밝혀내었다.

도 3은 판 두께 30mm의 시험편에 대하여 용융 금속부(WM)와 용접 열영향부(HAZ)의 경계부(FL), 및 용접 열영향부(HAZ)에 노치를 형성하고, 노치 선단에서의 CTOD(Crack Tip Opening Displacement: 균열단 개구 변위)가 0.05mm가 되는 경우의 노치 선단으로부터 균열 진전 방향으로의 각 위치에서 균열 개구 응력 분포를 FEM(3차원 유한 요소법)으로 해석한 결과의 일례를 나타낸다.

이 도면으로부터, (iii) 판 두께가 50mm를 초과하여 70mm 정도가 되면, 판 두께 방향으로의 구속도(구속력)가 현저하게 증대하고, 용접 금속부(WM)의 강도가 모재(BM)나 용접 열영향부(HAZ)의 강도보다 높으면(WM-H의 경우), 국소 응력이 용접 금속부(WM)과 용접 열영향부(HAZ)의 경계부(FL)에서 현저하게 증대함을 알 수 있다[도면 중, □ (WM-H) 및 ■ (WM-L) 참조].

한편, 용접 금속부(WM)의 강도가 모재(BM)나 용접 열영향부(HAZ)의 강도보다 높은 경우(WM-H의 경우)라도, 용접 열영향부(HAZ)에서는 국소적인 응력은 증대하지 않고, 용접 금속부(WM)의 강도가 낮은 경우(WM-L의 경우)와 대략 동등하게 된다.

이러한 점으로부터, δc 값이 저하하는 이유는, 용접 금속부(WM)의 강도가 모재(BM)나 용접 열영향부(HAZ)의 강도보다도 높은 경우(WM-H의 경우)에, 용접 금속부(WM)과 용접 열영향부(HAZ)의 경계부(FL)에서, 국소적인 응력이 증대하기 때문인 것으로 생각된다.

즉, 상기 해석의 결과, 본 발명자들은, (iv) 용접 금속부(WM)과 용접 열영향부(HAZ)의 경계부(FL)에서의 국소 응력의 현저한 증대를 제어하고, δc 값을 향상시키기 위해서는, 용접 금속부(WM)의 강도를 가급적 낮게 할 필요가 있다는 것을 밝혀내었다.

그러나, 용접 금속부의 경도를 저하시키면, 용접 금속부(WM)의 담금질성을 확보하는 것이 가능하지 않으므로 조대한 페라이트가 생성되고, 그 결과, CTOD 값이 저하한다는 것을 밝혀내었다.

여기서, 상기 해석 결과에 기초하여, 용접 금속부의 경도[Hv(WM)]를 다양하 게 변화시켜 FL부의 CTOD 값 δc를 측정하고, δc를 "용접 금속부의 경도[Hv(WM)]/모재의 경도[Hv(BM)]"에 대하여 도시한 결과, 도 1 중의 "●"로 도시된 바와 같이, 용접 금속부의 경도[Hv(WM)]를 모재의 경도[Hv(BM)]의 220% 이하로 억제하면, 국소적인 응력의 증대에 의한 파괴 인성치 δc의 저하를 방지할 수 있다는 것을 밝혀내었다.

δc 값은 높을수록 바람직하지만, 노르웨이 해사 협회(DNV) 등의 규격에서는, 설계 온도에서 0.1mm ~ 0.2mm 정도의 값이 요구되고 있는 것에 기초하여, 본 발명에서 목표로 하는 δc 값은 0.15mm 이상으로 하였다.

종래 방법에 의한 전자빔 용접 이음부에서는, 파괴 인성치 δc를 -20℃에서 0.15mm 이상으로 안정적으로 확보하는 것이 곤란하였다.

이와 같이, 용접 금속부의 경도[Hv(WM)]를 모재의 경도[(Hv(BM)]보다 낮게 함으로써, FL부의 δc는 향상하지만, 용접 금속부의 경도[Hv(WM)]를 과도하게 저하시키면, 용접 금속부의 δc 값이 저하하고, 그 결과, 전자빔 용접부의 파괴 인성치 δc를 확보하는 것이 가능하지 않다.

본 발명자들의 검토 결과, 도 1 내에 ○ 기호로 도시된 바와 같이, 용접 금속부의 경도[Hv(WM)]를 모재의 경도[Hv(BM)]의 110% 이상 확보하면, 용접 금속부에서 필요한 CTOD 값을 확보할 수 있다는 것을 밝혀내었다.

HAZ 연화 폭과 FL부의 CTOD 값의 관계에 미치는 용접 금속부의 모재의 경도 비와 γ 입경의 영향을 도 2에 나타내었다. HAZ 폭이 넓어질수록, FL부의 CTOD 값이 향상하는 경향을 나타낸다. 이는, HAZ 연화에 의해 강도 매칭의 영향이 완화되 어 있기 때문이고, HAZ 폭은 3mm 이상이 바람직하다.

또한, 본 발명자들은, 용접 금속부에 접하는 용접 용융선(FL)에서의 국소 응력의 발생 또는 분포는, 용접 금속부의 경도에 지배되지만, FL에 접하여 있는 HAZ 영역에서의 "연화되어 있는 영역"이 큰 경우에는, FL의 국소 응력이 완화되는 경향이 있음을 밝혀내었다.

도 2에 도시된 실험 결과에 의하면, HAZ 연화 폭이 넓어질수록 상기 완화 현상이 나타나고, 2mm 이상 존재한 경우에, 특히 현저하게 되므로, HAZ 연화 폭은 3mm 이상으로 하는 것이 바람직하다.

HAZ부의 경도가 모재의 경도보다 낮아질수록, 원리적으로 FL부의 국소 응력은 저감하지만, 본 발명자들의 실험 결과에 의하면, FL부의 국소 응력 저감 효과가 명확히 인식되는 것은, HAZ부의 경도가 모재 경도보다 5% 이상 낮아지는 경우이었다.

따라서, 열영향을 받지 않은 모재부의 경도의 95% 이하의 경도로 연화되어 있는 용접 열영향부 영역의 폭을 3mm 이상으로 하는 것이 바람직하다.

또한, 용접 열영향부 영역의 폭이 10mm 이상이 되면 이음부 강도 확보나 피로 강도의 관점에서 연화부에 변형이 집중될 염려가 있으므로, 10mm 이하로 하는 것이 바람직하다.

용접 이음부에서의 소정의 CTOD 값 δc를 확보하기 위해서는, 용접 이음부의 가장 취약한 부분인 용접 용융선(FL)에서 국소 응력이 증대하지 않도록 하는 것이 중요하다는 점은 전술하였는데, 동시에, FL 근방에서의 미시적인 취성 파괴 발생 저항성을 향상시키는 것도 중요하다.

FL 근방에서 취성 파괴가 발생하는 메카니즘을 조사하고 검토한 결과, 구(舊)오스테나이트 주변에 생성되는 초석(初析) 페라이트나, 구오스테나이트 내부에 침상으로 생성되는 상부 베이나이트나 페라이트 사이드플레이트(ferrite side plate) 등이 파괴의 기점이 된다는 점을 규명하였다.

이 상부 베이나이트나 페라이트가 벽개 파괴되는 경우의 파면 단위는, 오스테나이트 상의 입경에 의존하므로, 구오스테나이트 입경을 작게 억제함으로써, 상부 베이나이트나 페라이트의 작게 하여, 취성 파괴 발생 저항성을 개선할 수 있다는 점을 밝혀내었다.

또한, 본 발명자들의 검토의 결과, "용접 금속부의 경도[Hv(WM)]/모재의 경도[Hv(BM)]"가 본 발명에서 규정하는 220%에 근접하면, 용접 금속과 HAZ부의 강도 매칭 및 조직의 영향에 의한 파괴 인성치 δc의 저하가 무시될 수 없게 된다.

따라서, 이와 같은 조건에서도, 안정적으로 이음부의 파괴 인성치 δc를 확보하기 위하여, 용접 용융선(FL)과 접하는 용접 열영향(HAZ)부의 구오스테나이트 입경을 100㎛ 이하로 하고, 구오스테나이트 입경의 조대화를 억제하는 것이 바람직하다(도 2 참조).

또한, 전자빔 용접 시에 전자빔의 조사 영역이 커지면, 강판에 부여되는 입열량이 과대하게 되고 FL부의 조직이 조대화하여, 안정적인 FL부의 파괴 인성치 δc를 확보하기 위해서는 바람직하지 않다.

또한, RPEBW 용접을 이용하여 전자빔 용접 이음부를 제작하는 경우에는, 진 공 체임버 내에서, 고진공 상태로 전자 용접(EBW 용접)에 의해 제작한 용접 이음부에 비하여, 용접 금속의 폭이 증대하는 경향이 있다.

따라서, 본 발명에서는, RPEBW 용접을 이용한 경우에도, 전자빔 용접 이음부의 파괴 인성치 δc를 안정하게 확보하기 위하여, 용접 금속부의 폭을 모재부의 판 두께의 20%로 한다.

본 발명에서 이용하는 용접 구조체의 고강도 강판은, 공지의 성분 조성의 용접용 구조용 강으로 제조된 것일 수 있다. 예를 들면, 질량%로, C: 0.02% ~ 0.20%, Si: 0.01% ~ 1.0%, Mn: 0.3% ~ 2.0%, Al: 0.001% ~ 0.20%, N: 0.02% 이하, P: 0.01% 이하, S: 0.01% 이하를 함유하고, 잔부가 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어진 강을 기본으로 하고, 모재 강도나 이음부 인성의 향상 등의 요구되는 성질에 따라서, Ni, Cr, Mo, Cu, W, Co, V, Nb, Ti, Zr, Ta, Hf, REM, Y, Ca, Mg, Te, Se 및 B 중 1종 또는 2종 이상을 함유하는 것이 바람직하다.

강판의 판 두께는 특별히 한정되지 않으나, 본 과제가 명확히 나타나는 것은 판 두께가 50mm 초과의 고강도 강판이다.

용접 금속부의 경도와 모재의 경도의 비를 본 발명의 범위로 억제하기 위해서는, 용접 금속 내에 조대한 페라이트가 가급적 생성되지 않도록 할 필요가 있다. 이를 위하여, 모재의 담금질성이나 판 두께에 따라서, 삽입 금속의 사용의 유무나 그 화학 조성을 조정한다.

삽입 금속을 사용하는 경우, Ni 합금이나 Ni를 함유하는 Fe 합금이 이용되는데, 특정의 성분 조성에 한정되는 것은 아니며 모재의 성분 조성 등에 따라서 선택 된다.

전자빔 용접은, 예를 들어 판 두께 80mm의 경우, 전압 175V, 전류 120mA, 용접 속도 125mm/분 정도의 조건으로 실시한다. 통상, 10^-3 mbar 이하의 고진공 하에서 용접하는데, 간이적인 설비에서도 시공 가능한 저진공도, 예를 들면 1mbar 정도의 진공 하에서 용접한 이음부라도 본 발명의 범위 내이다.

다음으로, 삽입 금속을 사용하지 않는 경우와 사용하는 경우에 있어서, 용접 금속부의 경도가 모재부의 경도의 110% 초과 220% 이하가 되는 조건 하에서, 더욱 안정적으로 파괴 인성치 δc를 우수한 것으로 하기 위한 조건에 대하여 검토하였다.

(A) 삽입 금속을 사용하지 않는 경우

삽입 금속을 사용하지 않는 경우에는, 모재의 일부를 용융하고 그대로 재응고시켜 용접 금속을 형성하므로, 용접 금속부와 모재부의 경도의 비만의 규정으로는, 용접 금속부에서 확보 가능한 파괴 인성치 δc에는 한계가 생긴다.

종래에 삽입 금속을 사용하지 않고 전자빔 용접 이음부의 인성을 향상시키는 수단으로서, 예를 들면 일본 공개특허공보 소62-64486호나 제2003-201535호 등에 제안되어 있는 기술이 알려져 있다.

이 기술은, 용접 후의 냉각 과정에서 미세한 산화물계 비금속 개재물을 다수 형성시키고, 그 개재물을 오스테나이트에서 페라이트로의 변태 시에 그 변태의 핵으로서 이용하고, 양호한 인성을 나타내는 미세한 침상 페라이트를 다량으로 함유 하는 마이크로 조직을 형성시킴으로써, 인성이 우수한 용접 금속을 얻는 것이다.

따라서, 모재와 용융 금속부의 경도의 오버 매칭에 의한 이음부 인성의 저하를 방지하는 관점에서, 상기 특허문헌에 기재되어 있는 바와 같은 미세 산화물을 이용하여 용접 금속부의 마이크로 조직을 개선하는 기술을 더욱 발전시켜, 삽입 금속을 사용하지 않는 경우에 용접 금속부와 FL부 모두의 파괴 인성치 δc를 향상시키고, 용접 이음부의 파괴 인성을 안정적으로 확보할 수 있는 용접 이음부를 구현화하는 기술에 대하여 검토하였다.

또한, 그 과정에서, 용접 금속 중에 특정 크기의 개재물이 일정 빈도 이상 존재하는 경우에, 파괴 인성치 δc의 편차가 생기는 것을 밝혀내었다. 즉, Ti를 첨가하여 미세 산화물을 분산시킨 강판을 이용하여 형성한 전자빔 용접 이음부의 CTOD 시험에서의 파괴 발생점을 상세하게 조사한 결과, CTOD 시험에서 파괴의 기점이 되는 것은 소정 크기 이상의 산화물이고, 그와 같은 산화물의 존재 빈도를 저감함으로써 CTOD 시험에서의 파괴 인성치 δc의 편차를 더욱 저감할 수 있음을 밝혀내었다.

이하, 전술한 결과가 얻어진 실험에 대하여 설명한다.

C: 0.04%, Mn: 1.8%, S: 0.003%, Al: 0.006%, Ti: 0.02%를 함유하는 두께 70mm 강판을 맞대고, 우선 삽입 금속의 유무에 의한 용접 이음부의 차이를 조사하기 위하여, 하나는 (a) 맞대기부에 Ni 박을 삽입하고, 다른 하나는 (b) Ni 박을 삽입하지 않고 RPEBW법에 의해 용접하였다.

용접 후의 각각의 용접 이음부에서, 강판 두께 방향 1/4과 3/4의 두 곳의 위 치로부터 시험편을 채취하고, 용접 금속부(WM부), 용접 금속부와 모재부의 경계부(FL부) 및 HAZ부에 노치를 형성하여 CTOD 시험을 실시함과 더불어, 용접 이음부의 경도 변화를 조사하였다.

CTOD 시험 결과를 도 4에, 용접 이음부의 경도 변화를 도 5에 나타내었다.

맞대기부에 Ni 박을 삽입한 (a)의 경우에는, 용접 금속부의 경도가 높고, FL부에서의 파괴 인성치 δc가 저하하고 있는 것에 대하여, Ni 박을 삽입하지 않은 (b)의 경우에는, 용접 금속부의 경도가 낮고, 경도의 오버 매칭의 정도가 완화되어 있고, FL부에서의 파괴 인성치는 용접 금속부와 같은 정도의 값이고, 용접 금속부의 파괴 인성치 δc의 값도 Ni 박을 삽입한 경우에 비하여 다소 낮은 정도이었다.

다음으로, (a)와 (b)의 경우의 용접 금속부의 산화물의 분산 상황을 조사하였다.

(b)의 경우에는, 입경 0.1㎛ 이상 2.0㎛ 미만의 Ti 산화물의 양이 400개/㎟이며, 미세한 Ti 산화물이 용접 금속 중에 균일하게 분산되어 있고, 입경이 2㎛ 이상의 산화물의 개수는 2개/㎟이며 그 수는 적었다.

한편, (a)의 경우에도, 산화물 분산 상태는 (b)의 경우와 같고, 두 경우 사이에 특별한 차이는 나타나지 않았다. 다만, (a)의 경우는, 용접 금속부의 경도가 FL부의 경도의 260%로 높으므로, FL부의 국소 응력이 증대하고 δc가 낮아진 것으로 생각된다.

이상과 같이, Ni 박을 삽입하지 않는 경우에는, 적절한 산화물 분산 상태의 용접 금속을 얻음으로써, 용접 금속부와 HAZ부의 사이의 오버 매칭의 정도를 완화 할 수 있고, 용접 금속부 및 FL, HAZ부도 높은 파괴 인성치 δc를 얻을 수 있는 것을 확인할 수 있었으므로, Ni 박을 삽입하지 않는 경우의 용접 금속부 중의 산화물과 용접 금속부 및 FL부의 파괴 인성치 δc와의 관계를 추가로 조사하였다.

C: 0.04%, Mn: 1.8%, S: 0.003%, Al: 0.006%, Ti: 0.02%를 함유하고 산소 함유량이 10ppm ~ 250ppm으로 다른 두께 70mm의 강판을 RPEBW법에 의해 맞대기 용접 후, 마찬가지로, 강판 두께 방향 1/4과 3/4의 두 곳의 위치의 용접 금속부로부터 시험편을 채취하여 파괴 인성치와 산화물 개수의 측정을 실시하였다.

또한, 개재물의 개수는, 주사 전자 현미경(SEM) 등의 화상을 화상 처리에 의해 산화물 개개의 면적을 구하고, 그 면적과 등가가 되는 원의 직경(원 상당 직경)을 그 산화물의 입경으로 하고, 입경이 2㎛ 이상인 산화물의 단위 면적당 개수를 구하였다.

결과를 도 6에 나타내었는데, 크기 2㎛ 이상의 산화물의 개수가 10개/㎟ 이하이면, 용접 금속의 파괴 인성치 δc의 편차가 크게 저감되고, 충분히 높은 값이 얻어짐을 알 수 있다.

또한, 추가로 동일한 실험에 의해, 파괴 인성치의 양호한 용접 금속이 얻어지는 Ti 산화물의 종류와 분산 조건을 구하였다.

그 결과, 입경 0.1㎛ 이상 2.0㎛ 미만의 Ti 산화물의 양이 30개/㎟ ~ 600개/㎟이면 파괴 인성치 δc가 양호한 용접 금속부를 얻을 수 있음을 알 수 있었다.

다음으로, 그와 같은 산화물의 분산 상황이 얻어진 모재의 화학 조성에 대하여 추가로 검토하였다.

그 결과, 용접 구조체를 구성하는 모재로서 적어도 질량%로, C: 0.02% ~ 0.2%, Mn: 0.8 ~ 3.5%, S: 0.0005% ~ 0.0025%, Al: 0.02% 미만, Ti: 0.01% ~ 0.05%를 함유하고, Pcm의 값이 0.12% 이상 0.5% 이하인 강재를 이용하는 것이 바람직하다는 것을 알 수 있었다.

C는, 용접 구조체로서의 강도를 확보하기 위해서 적어도 0.02% 필요하지만, 0.2%를 초과하면 응고 균열이 발생하기 쉬워진다.

Mn는, 강도 및 인성을 확보하기 위해서 적어도 0.8% 필요하지만, 3.5%를 초과하면 담금질성이 너무 증대하여 인성이 저하한다.

S는, 인성을 저하시키는 원소이며 0.0025% 이하로 할 필요가 있다. 그러나, MnS를 형성시키고, 산화물과 MnS의 복합체를 입내 변태 핵으로서 이용하기 위해서는, 0.0005% 이상 함유시키는 것이 바람직하다.

Al는, 통상적으로 강의 제조에 있어서 탈산제로서 첨가되지만, Al 산화물은 페라이트 변태 핵 생성 능력이 극히 작기 때문에, 본 발명에서는, Ti에 의한 탈산을 실시하기 위해 Al의 함유량을 0.02% 미만으로 한다. 0.005% 이하이면 더욱 바람직하고, 특히 함유되지 않을 수도 있다.

Ti는, 본 발명에서 탈산제로서 사용함과 동시에, Ti 산화물을 생성하여 Ti 산화물에 의한 마이크로 조직 미세화에 의해 용접 금속 및 HAZ부의 파괴 인성을 향상시키는 데 있어서 필수의 원소이다. 필요한 Ti 산화물을 형성시키기 위해서는 적어도 0.01% 이상 필요하지만, 0.05%를 초과하면 산화물의 양이나 크기가 과대하게 되어 파괴의 기점이 될 우려가 있다.

O는, Ti 산화물을 형성하기 위해서 모재 중에도 필요하다. 용접 금속 중의 Ti 산화물의 입경이나 개수의 조건을 만족하기 위해서는, 용접 금속 중에 적어도 20ppm 이상, 더욱 바람직하게는 40ppm 이상 함유할 필요가 있다. 용접 금속 중의 산소량은, 모재의 강 중의 함유량뿐만이 아니라, 전자빔 용접의 진공도에 따라서 변화하므로, 모재 중의 함유량을 일률적으로는 규정할 수 없지만, 모재 중의 O 함유량은, 통상의 고진공의 전자빔 용접에서는, 40ppm 이상으로 하고, 진공도가 낮은 상기 RPEBW에서는 30ppm 이상으로 하는 것이 바람직하다. 용접 금속 중의 O 함유량은, 후술하는 산화물의 입경이나 개수의 조건을 만족하도록 250ppm 이하가 바람직하므로, 모재 중의 O함유량의 상한도 같은 정도가 바람직하다.

또한, 삽입 금속을 사용하지 않고, 용접 금속부의 경도와 모재의 경도의 비를 상기 범위로 억제하기 위해서는, 용접 금속부의 담금질성을 확보하여, 용접 금속부에 초석 페라이트가 가능한 한 생성되지 않도록 제어할 필요가 있다. 이를 위하여, 모재에 있어서 아래 (a)식으로 표현되는 Pcm 값을 0.12 질량% 이상으로 한다. 또한, Pcm 값이 0.5 질량%를 초과하면 용접 금속부의 경도가 너무 높아지므로, 상한을 0.5 질량%로 하는데, 0.38 질량% 이하가 더욱 바람직하다.

Pcm=C+Si/30+Mn/20+Cu/20+Ni/60+Cr/20+Mo/15+V/10+5B ······ (a)

삽입 금속을 사용하지 않는 경우에 전자빔 용접 이음부의 모재가 되는 강재는, 상기 성분의 조건을 만족하는 한, 전술한 공지의 용접용 강일 수도 있다.

삽입 금속을 사용하지 않는 경우에는, Ti 산화물을 미세하게 분산시키고, 오스테나이트로부터 페라이트로의 변태 시에 그 변태의 핵으로서 이용하고, 양호한 인성을 나타내는 미세한 침상 페라이트를 다량 포함하는 마이크로 조직을 형성시킴으로써, 인성이 우수한 용접 금속을 얻지만, 이 때 도 6에 도시된 바와 같이, 입경 2.0㎛ 이상의 산화물의 양이 10개/㎟를 초과하지 않도록 할 필요가 있다. 이를 초과하여 강 중에 존재하는 경우에는, CTOD 시험에서의 파괴의 기점이 되고, 용접 금속부에서의 파괴 인성치의 편차의 원인이 된다.

또한, 입내 변태 핵으로서 기능하는 Ti 산화물의 입경은 0.1㎛ 이상 2.0㎛ 미만이며, 그 범위의 입경의 Ti 산화물의 양이 30개/㎟ ~ 600개/㎟가 되도록 함으로써, 미세한 침상 페라이트를 다량 포함하는 마이크로 조직을 형성시킬 수 있다.

또한, 일부의 미세한 Ti 산화물은, 그 주위에 MnS가 석출함으로써, MnS와 복합체를 형성한다. 이 복합체는 입내 변태 핵으로서 더욱 유효하고, 본 발명의 Ti 산화물에는 이러한 복합체를 포함하는 것으로 한다.

용접 금속부에 있어서, 입경 2.0㎛ 이상의 산화물의 양이 10개/㎟를 초과하지 않도록 함과 동시에, 입경 0.1㎛ 이상 2.0㎛ 미만의 Ti 산화물의 양이 30개/㎟ ~ 600개/㎟가 되도록 하기 위해서는, 모재로서, 산화물의 크기가 2.0㎛ 이하로 억제된 강재를 사용하는 것이 바람직하다.

이를 위하여, 모재가 되는 강재의 탈산 공정에 있어서 주의하여 개재물 제어를 실시할 필요가 있다.

강의 탈산에는 통상 Al이 이용되고 있지만, 강(强)탈산 원소인 Al을 첨가하면, 탈산 반응이 급속히 진행되고 2㎛ 이상의 큰 산화물이 생성된다. 따라서, Al보다 탈산 능력의 작은 Ti로 탈산함으로써, 비교적 작은 산화물을 생성시킨다. 그러 나, 한 번에 다량의 Ti를 투입하면 조대한 산화물이 생기기 쉽기 때문에, 용강 중의 산소량이 단계적으로 감소하도록, Ti의 투입 시기를 제어하거나 약(弱)탈산 원소인 Ti를 투입한 후에 강탈산 원소인 Al, Ca, Mg등을 극히 소량 투입함으로써, 2㎛ 이상의 조대 산화물의 생성을 억제하고, 0.1㎛ ~ 2㎛의 미소 산화물을 다수 생성시킬 수 있다.

(B) 삽입 금속을 사용하는 경우

모재가 되는 강재에는 다양한 Ni 함유량의 것이 있고, 모재의 Ni 함유량과 사용하는 삽입 금속의 Ni 함유량의 조합에 따라서는, 용접 금속부의 경도와 모재의 경도의 비를 조정하는 것만으로는, 보다 양호한 용접 이음부의 파괴 인성치 δc를 확보할 수 없는 경우가 생긴다.

따라서, 우선, 용접 금속의 Ni 함유량의 영향을 조사하기 위해서, 항복 강도 355MPa급의 강판을 시험 제작하고, (a) 순 Ni 또는 (b) Ni 함유량이 20 질량%의 Fe-Ni 합금으로 이루어진 두께 0.3mm의 삽입 금속 박을 용접 맞대기부에 삽입하고, 전자빔 용접을 실시하고, 얻어진 용접 이음부에 대하여, CTOD 시험에 의한 파괴 인성치 δc, 경도 변화 및 Ni 농도를 측정하였다.

용접 이음부의 CTOD 시험 및 경도 측정의 결과, 상기 (a)의 순 Ni로 이루어진 삽입 금속을 이용하였을 경우, 용접 금속부의 경도가 높고, 파괴 인성치 δc는 0.2mm 이상으로 충분히 높은 값을 나타냈지만, FL부의 파괴 인성치 δc는 0.02mm 이하로 극히 낮은 값을 나타내었다. 한편, 상기 (b)의 Fe-Ni 합금으로 이루어진 삽입 금속을 이용하였을 경우는, 용접 금속부의 경도가 낮고, 경도의 오버 매칭의 정 도가 완화되고, 파괴 인성치 δc는 용접 금속부 및 FL부 모두 0.2mm 이상으로 충분히 높은 값을 나타내었다.

또한, 용접 금속의 평균 Ni 함유량을 측정한 결과, 상기 (a)의 삽입 금속을 이용하였을 경우는 8.5 질량%이며, (b)의 삽입 금속을 이용하였을 경우는 2.5 질량%이었다. 이 값으로부터, 모재와 용접 금속의 Ni 함유량의 차이는 (a)의 경우는 8.0 질량%이고, (b)의 경우는 2.0 질량%이었다.

이상으로부터, 용접 금속 중의 Ni 함유량을 모재의 Ni 함유량의 관계로 적절한 범위로 규제함으로써, 용접 금속부와 모재의 경도의 오버 매칭에 의한 이음부 인성의 저하를 방지할 수 있음을 알 수 있었다.

다음으로, 용접 금속 중의 Ni 함유량의 적정 범위 및 용접 금속과 모재의 Ni 함유량의 차이의 적정 범위를 조사하기 위하여, 상기 시험 제작한 강판을 이용하고, Ni 함유량이 다른 삽입 금속을 용접 홈에 삽입하여 전자빔 용접을 실시하고, 얻어진 용접 이음부로부터 각각 시험편을 채취하고, 용접 금속부(WM부)와 FL부의 HAZ측(FL, HAZ부)에 노치를 형성하여 CTOD 시험을 실시하여 파괴 인성치 δc(이하, 단순히 CTOD 값이라고도 함)를 측정하는 시험을 실시하고, 파괴 인성치 δc를 확보하는 데 필요한 Ni량에 대하여 평가하였다.

각각의 시료에 대하여, 얻어진 δc 값에 관하여, WM부 및 FL, HAZ부 모두 0.15mm 이상의 양호한 것의 ○와, WM부 및 FL, HAZ부의 적어도 하나가 그 미만의 불량인 것의 ●로 나누어, 각각의 시료에 대하여, 용접 금속의 Ni량 및 용접 금속과 모재 강판의 Ni량의 차이를 도시한 결과를 도 7에 나타내었다.

여기서, 목표로 하는 δc 값은, 전술한 바와 같이 0.15mm 이상으로 하고, 이 값을 경계로 하여 δc 값이 양호한 것과 불량인 것으로 분류하였다.

도 7로부터, 용접 금속 중의 Ni 함유량이 1 질량% ~ 4 질량%의 범위이고, 모재의 Ni 함유량보다 0.2 질량% 이상 많은 경우에, WM부 및 FL, HAZ부 모두 필요한 CTOD 값을 확보할 수 있음을 알 수 있었다.

또한, WM부 및 FL·HAZ부 모두 0.15mm 이상의 CTOD 값을 확보할 수 있던 예의 용접 금속부와 모재부의 경도나, FL부 전후의 경도의 변화를 측정한 결과, 용접 금속부의 경도가 모재부의 경도의 110% 초과 220% 이하의 범위에 들어가는 것을 확인할 수 있었다.

이상의 결과로부터, 삽입 금속을 사용한 전자빔 용접에 의해 형성된 용접 이음부에서는, FL부에서의 국소 응력을 완화함과 더불어, 용접 금속의 Ni 함유량을 1 질량% ~ 4 질량%로 하고 모재의 함유량보다 0.2 질량% 이상 많게 하는 것이, CTOD 값의 확보에 있어서 유효하다는 점을 알 수 있었다.

모재가 되는 강재로서는, 전술한 바와 같은 공지의 성분 조성의 용접용 구조용 강으로부터 제조한 것일 수도 있고, 특히 Ni를 첨가하지 않는 강일 수도 있다.

또한, 용접 시에, 맞대기부에 Ni를 함유하는 삽입 금속을 배치할 경우, 용접 이음부의 용접 금속 중에 Ni가 1 질량% ~ 4 질량% 함유하고, 모재의 Ni 함유량보다 0.2 질량% 이상 많이 함유하도록 용접할 필요가 있다. 삽입 금속으로서는 그러한 조건을 만족하는 조성의 것이 필요하지만, 특정 성분 조성에 특별히 한정되는 것은 아니다.

예를 들면, C: 0.01% ~ 0.06%, Si: 0.2% ~ 1.0%, Mn: 0.5% ~ 2.5%, Ni: 50% 이하, Mo: 0 ~ 0.30%, Al: 0 ~ 0.3%, Mg: 0 ~ 0.30%, Ti: 0.02% ~ 0.25%, B: 0.001% 이하를 함유하는 Fe 합금을 예시할 수 있지만, 특히 Ni의 함유량은, 용접 모재인 강재의 화학 성분을 고려하고, 평균 농도가 상기 본 발명의 조건을 만족하는 용접 금속부가 얻어지도록 선택할 필요가 있다.

또한, 용접 금속에 Ni를 함유시키는 경우에는, 용접 금속에 B를 10ppm 이하로 함유시키는 것이 바람직하다. B는 입계 페라이트의 생성을 억제하여 용접 금속의 인성을 향상시키는 작용이 있지만, 고온 균열 등을 고려하여 10ppm 이하로 한다.

B는 모재가 되는 강재로부터 첨가와 삽입 금속으로부터 첨가 중 어느 방법으로나 첨가될 수 있다. 또한, 전술한 바와 같은 경도의 차이는, 용접 금속의 Ni 함유량이 본 발명의 조건을 만족하도록 한 다음, 모재가 되는 강재와 삽입 금속을 사용하여 형성한 용접 금속의 성분 사이의 균형을 적절히 조정하거나 용접 후의 냉각 속도를 조정함으로써, 용접 금속의 경도가 너무 높아지지 않도록 하여 달성된다.

(C) 삽입 금속을 사용하는 경우(고Ni 강재)

한편, 더욱 자연 조건이 엄격한 장소에서 사용 가능하도록, Ni를 2.5 질량% 이상 함유하고 강도가 더욱 높고 저온에서의 인성이 우수한 강재가 사용되게 되었다.

그러한 Ni 함유량이 높은 강재를 이용한 용접 이음부에서는, 용접 금속부의 경도와 모재의 경도의 비를 조정하는 수단만으로는, 보다 양호한 용접 이음부의 파 괴 인성치 δc를 확보할 수 없는 경우가 생겼다.

따라서, 용접 금속의 Ni 함유량의 영향을 조사하기 위해서, Ni를 3 질량% 함유하는 강판과 Ni를 함유하지 않는 강판의 2 종류의 강판을 시험 제조하고, Ni 함유량이 다른 복수의 Fe-Ni 합금 또는 순 Ni로 이루어진 삽입 금속 박을 각각 용접 맞대기부에 삽입하여, 전자빔 용접을 실시하였다. 또한, 용접 후의 각각의 용접 이음부로부터 시험편을 채취하고, 용접 금속부(WM)와 FL부의 HAZ측(FL, HAZ부)에 노치를 형성하여 CTOD 시험을 실시하여 파괴 인성치 δc를 측정함과 더불어, 용접 금속부의 Ni 농도를 측정하였다.

얻어진 측정 결과에 기초하여, WM부와 FL, HAZ부의 파괴 인성치 δc를 용접 금속 중의 Ni 함유량에 대해서 도시한 결과를 도 8에 나타낸다.

도 8로부터, Ni 함유량이 3%인 강판의 경우, 용접 금속(WM)의 Ni 함유량이 4% 초과 ~ 8%의 범위에 있는 것은, WM부(○) 및 FL, HAZ부(●) 모두 0.15mm 이상의 CTOD 값을 확보할 수 있으나, 그 이외의 범위에 있는 것은, WM부 또는 FL, HAZ부 중 어느 하나에 대하여 0.15mm 미만의 낮은 CTOD 값이 얻어짐을 알 수 있다.

또한, Ni를 함유하지 않는 강판의 경우는, WM부(△) 및 FL, HAZ부(흑색 △)의 모두가 0.15mm 이상의 CTOD 값을 나타내는 것은 얻어지지 않았다.

여기서, 목표로 하는 δc 값은 동일하게 0.15mm 이상으로 하였다.

또한, WM부 및 FL, HAZ부 모두 0.15mm 이상의 CTOD 값을 확보할 수 있던 예의 용접 금속부와 모재부의 경도를 측정한 결과, 용접 금속부의 경도가 모재부의 경도의 110% 초과 220% 이하의 범위에 들어가는 것을 알 수 있었다.

이상의 결과로부터, Ni 함유량이 많은 강재의 전자빔 용접 이음부에서는, FL부에서의 국소 응력을 완화함과 더불어 용접 금속의 Ni 함유량을 4% 초과 ~ 8%로 하는 것이 CTOD 값의 확보에 있어서 유효하다는 것을 알 수 있었다.

여기에서는, 용접 구조체를 형성하는 강재로서 Ni를 2.5 질량% 이상 함유하는 고강도 강재를 대상으로 한다. 사용하는 고강도 강판으로서는, 공지의 성분 조성의 용접용 구조용 강으로 제조한 것일 수도 있다.

예를 들면, 질량%로, C: 0.02% ~ 0.20%, Si: 0.01% ~ 1.0%, Mn: 0.3% ~ 2.0%, Al: 0.001% ~ 0.20%, N: 0.02% 이하, P: 0.01% 이하, S: 0.01% 이하, Ni: 2.50% ~ 9.0%를 기본 성분으로 하고, 모재 강도나 이음부 인성의 향상 등의 요구되는 성질에 따라서, Cr, Mo, Cu, W, Co, V, Nb, Ti, Zr, Ta, Hf, REM, Y, Ca, Mg, Te, Se 및 B 중의 1종 또는 2종 이상을 합계 8% 이하로 함유하는 강을 사용할 수 있다.

또한, 용접 시에, 맞대기부에 Ni로 이루어진 삽입 금속을 배치하고, 용접 이음부의 용접 금속 중에 Ni가 4% 초과 ~ 8%(질량%) 함유하도록 용접할 필요가 있다.

전자빔에 의해 용해한 영역이 재응고하였을 때, 그 영역에서 결정립경의 조대화나 산화물의 감소가 발생하였을 경우에도, 안정적으로 인성을 확보할 수 있는 조직으로 하기 위해서는, Ni를 4%를 초과하여 함유시킬 필요가 있다. 또한, Ni를 8 질량%를 초과하여 함유시키면 용접 금속부의 경도가 너무 증가하여, 용접 금속부와 모재부의 경도의 비가 220% 이하를 만족하는 것이 곤란하게 된다.

삽입 금속으로서는, 순 Ni으로 이루어진 박을 사용하는 것이 간편하다.

모재가 되는 강재의 Ni 함유량, 목표로 하는 용접 금속 중의 Ni 함유량 및 강재의 치수로부터, 목표의 Ni 함유량으로 하는 데에 필요한 순 Ni 박의 두께를 계산하고, 그러한 두께의 박을 준비하거나, 얇은 박을 필요한 두께가 되도록 복수 매 중첩함으로써 삽입 금속을 준비한다.

용접 금속부의 경도가 모재부의 경도의 110% 초과 220% 이하가 되도록 조정함과 더불어, 용접 이음부의 용접 금속 중에 함유되는 Ni의 함유량을 질량%로 4% 초과 8% 이하가 되도록 한다.

이를 위해서는, 모재가 되는 강재와 삽입 금속을 사용하여 형성한 용접 금속의 성분 사이의 균형을 적절히 조정하거나 용접 후의 냉각 속도를 조정함으로써, 용접 금속의 경도가 너무 높아지지 않도록 하는 것이 중요하다.

이하에서, 본 발명을 실시예에 기초하여 설명하지만, 실시예에서의 조건은 본 발명의 실시 가능성 및 효과를 확인하기 위해서 채용한 조건의 일례이며, 본 발명은 이러한 예로 한정되는 것은 아니다. 본 발명의 요지를 일탈하지 않고, 본 발명의 목적을 달성하는 한, 본 발명은 다양한 조건 내지 조건의 조합을 채용할 수 있다.

(실시예 1)

표 1에 기재된 성분을 함유하고 잔부 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어진 판 두께 50mm ~ 100mm의 후강판을 준비하고, 표 2에 기재된 성분을 함유하고 잔부 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어진 Fe-Ni 합금 삽입 금속을 홈부에 삽입하거나, 또는 삽입 금속을 삽입하지 않고, 전자빔 용접에 의해서 맞대기 용접하고, 용접 후에 용 접 이음부의 특징 및 성능을 시험하고 조사하였다.

그 결과를 표 3에 나타내었다.

Hv(BM)는, 10kg의 압흔에 의해 측정한 모재의 판 두께 방향으로의 경도의 평균치이다. Hv(WM)는, 용접 금속부의 판 두께 중앙부에서, 10kg의 압흔에 의해 측정한 경도의 값이다.

비드 폭은, 용접 금속부의 표면, 이면 및 판 두께 중심의 3점에서 측정한 평균치이다.

HAZ 연화 폭은, 모재의 경도보다 5% 연화한 HAZ 영역을, 용접 용융선으로부터 모재 방향으로 측정하였을 때의 영역의 폭이다.

HAZ의 구γ 입경은, 용접 용융선에 접하는 HAZ부에서의 구오스테나이트립을 원 상당 직경으로 표기한 것이다.

용접 이음부의 성능과 관련하여, δc(mm)는 전술한 CTOD 시험으로 -10℃의 시험 온도에서 구한 값이다.

이음부 인장 강도(MPa)는, NKU1호 시험편을 제작하고 이음부 인장 시험을 실시한 결과이며, 파단된 강도를 나타낸다.

표 1에 기재된 바와 같이, 본 발명예의 No. 1 ~ No. 15는, 각종 조건이 본 발명에서 규정하는 범위 내에 있고, δc 값이 충분한 값을 나타내고 있다.

이러한 발명예 중에서, No. 1 ~ No. 14는, Hv(WM)/Hv(BM), 비드 폭/판 두께, HAZ 연화 폭이 본 발명에서 규정하는 범위 내이므로, 용접 이음부의 HAZ부의 δc 값 및 이음부 인장 강도 모두가 충분한 값을 나타내고 있다.

또한, 본 발명예 No. 14는, HAZ 연화 폭이 바람직한 범위보다 작으므로, 본 발명예인 No. 1 ~ No. 13과 비교하여, δc 값은 약간 작기는 하지만 0.1mm 이상의 양호한 값이다.

본 발명예 No. 15는, Hv(WM)/Hv(BM)의 바람직한 범위보다 낮기 때문에, 용접 금속부의 담금질성이 부족하여, 초석 페라이트의 생성을 억제할 수 없었으며, HAZ부의 δc 특성은 본 발명예 No. 114와 비교하여 낮은 수준이다.

이에 대해서, 비교예 No. 16, No. 18 ~ No. 20 및 No. 22는, Hv(WM)/Hv(BM)이 본 발명에서 규정하는 범위를 초과하므로, 용접 금속부의 δc 값은 충분하지만, FL, HAZ부의 δc 값이 낮다.

또한, 비교예 No. 17과 No. 21은, Hv(WM)/Hv(BM)이 본 발명에서 규정하는 범위를 하회하므로, 충분한 담금질성이 확보될 수 없고, 용접 금속부의 δc 값이 낮아진다.

따라서 본 발명은, YP가 355MPa 이상의 고강도강이고 판 두께가 50mm 이상으로 두꺼운 영역에서의 δc 값 확보에 적용된다.

(실시예 2)

표 4에 기재된 성분을 함유하고 잔부 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어진 판 두께 50mm ~ 100mm의 후강판을 준비하고, 전자빔 용접에 의해 맞대기 용접한 후, 형성된 용접 이음부의 특징 및 성능을 시험하고 조사하였다.

그 결과를 표 5에 나타내었다.

표 5에 있어서, Hv(BM), Hv(WM) 및 δc(mm)는 실시예 1과 같이 구하였다. 또한, 후술하는 실시예 3과 4에 있어서도 마찬가지이다.

표 5에 기재된 바와 같이, 본 발명예의 No. 1 ~ No. 15는, Hv(WM)/Hv(BM)의 값, 강재의 화학 성분 및 용접 금속 중의 산소량과 산화물량이 모두 본 발명에서 규정하는 범위 내에 있고, δc 값이 용접 금속부 및 FL, HAZ부 모두 충분한 값을 나타내고 있다.

또한, 본 발명예 No. 5, No. 6, No. 12 및 No. 13은, 입경 2㎛ 이상의 산화물 개수가 많은 편이므로, 용접 금속부의 δc값이 낮은 편이었다.

이에 대해, 비교예 No. 16은, 강재의 C량 및 Pcm 값이 본 발명의 규정치 이상이고, Hv(WM)/Hv(BM)의 값이 본 발명의 범위보다 크고, 입경 0.1㎛ ~ 2㎛의 산화물 개수가 본 발명의 규정치 이하이므로, 용접 금속부 및 FL, HAZ부 모두 δc 값은 불충분하였다.

비교예 No. 17은, Hv(WM)/Hv(BM)의 값 및 강재의 Pcm이 본 발명의 규정치 이하이고, 입경 2㎛ 이상의 산화물 개수가 본 발명의 규정치 이상이므로, 용접 금속부의 δc 값은 불충분하였다.

비교예 No. 18은, Hv(WM)/Hv(BM)의 값 및 강재의 Pcm이 본 발명의 규정치 이하이며, 입경 0.1㎛ ~ 2㎛의 산화물 개수가 본 발명의 규정치 이하이므로, 용접 금속부의 δc 값은 불충분하였다.

(실시예 3)

표 6에 기재된 성분을 함유하고 잔부 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어진 판 두께 50mm ~ 100mm의 후강판을 준비하고, 표 7에 기재된 성분을 함유하고 잔부 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어진 Fe-Ni 합금 삽입 금속 또는 순 Ni 삽입 금속을 홈부에 삽입하여, 전자 빔 용접에 의해서 맞대기 용접하고, 용접 후에 용접 이음부의 특징 및 성능을 시험하고 조사하였다.

그 결과를 표 8에 나타내었다. 여기서, 이음부 인장 강도(MPa)는, NKU1호 시험편을 제작하여 이음부 인장 시험을 실시한 결과이며, 파단된 강도를 나타낸다.

표 8에 기재된 바와 같이, 본 발명예의 No. 1 ~ No. 15는 각종 조건이 본 발명에서 규정하는 범위 내에 있고, δc 값이 충분한 값을 나타내고 있다.

한편, 비교예 No. 16, No. 17, No. 19 및 No. 20은, 용접 금속 중의 Ni 함유량이 1% 이하이며, 그 결과, 용접 금속의 δc가 불충분하였다.

비교예 No. 18, No. 21 및 No. 22는, 용접 금속 중의 Ni 함유량이 4% 이상이므로, Hv(WM)/Hv(BM)이 220%를 초과하며, 그 결과, 용접 금속의 δc는 충분하지만, FL, HAZ의 δc가 불충분하였다.

(실시예 4)

표 9에 기재된 성분을 함유하고 잔부 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어진 판 두께 50mm ~ 100mm의 후강판을 준비하고, 표 10에 기재된 성분으로 이루어진 Ni 삽입 금속(NA) 또는 Ni-Fe 합금 삽입 금속(NB, NC)을 홈부에 삽입하여, 전자빔 용접에 의해서 맞대기 용접한 후, 형성된 용접 이음부의 특징 및 성능을 시험하고 조사하였다.

시험의 결과를 용접 이음부의 조건 등과 함께 표 11에 나타내었다. 여기서, 이음부 인장 강도(MPa)는 실시예 3과 같이 시험한 것이다.

표 11에 기재된 바와 같이, 본 발명예의 No. 1 ~ No. 15는, 각종 조건이 본 발명에서 규정하는 범위 내에 있고, δc 값이 용접 금속부 및 FL, HAZ부 모두 충분한 값을 나타내고 있다.

이에 대하여, 비교예 No. 16 ~ No. 19에서는, 용접 금속 중의 Ni 함유량이 8% 이상으로 높기 때문에, Hv(WM)/Hv(BM)의 값이 220% 이상이 되고, 그 결과, 용접 금속의 δc는 충분히 높은 값이 되지만, FL, HAZ부의 δc는 극히 낮은 값이 되어 있다.

본 발명에 의하면, 고강도이고 판 두께가 큰 고강도 강판의 전자빔 용접 이 음부에서, 만일 용접 결함이 존재하거나 피로 균열이 발생하여 성장하여도, 취성 파괴가 발생하기 어렵기 때문에, 용접 구조체가 파괴되는 것과 같은 치명적인 손상이나 손괴를 방지할 수 있다.

따라서 본 발명은, 용접 구조체의 안전성을 현저하게 높이는 현저인 효과를 나타내고, 산업상의 이용 가치의 높은 발명이다.

Claims (7)

1. 용접 구조체의 맞대기 용접 이음부에서, 용접 금속부의 경도가 모재부의 경도의 110% 초과 220% 이하이고, 용접 금속부의 폭이 모재부의 판 두께의 20% 이하인 것을 특징으로 하는 취성 파괴 발생 저항성이 우수한 전자빔 용접 이음부.
2. 제1항에 있어서,

   상기 모재부로서, 질량%로, C: 0.02% ~ 0.2%, Mn: 0.8% ~ 3.5%, S: 0.0005% ~ 0.0025%, Al: 0.02% 미만, Ti: 0.01% ~ 0.05%를 함유하고, 아래의 (a)식으로 나타낸 Pcm의 값이 0.12% 이상 0.5% 이하인 강재를 이용하고, 용접 이음부의 용접 금속 중에 함유된 O의 양이 20ppm 이상이고, 용접 금속 중에 입경 2.0㎛ 이상의 산화물의 양이 10개/㎟ 이하인 것을 특징으로 하는 전자빔 용접 이음부.

   Pcm=C+Si/30+Mn/20+Cu/20+Ni/60+Cr/20+Mo/15+V/10+5B ······ (a)
3. 제2항에 있어서,

   입경 0.1㎛ 이상 2.0㎛ 미만의 Ti 산화물의 양이 30개/㎟ ~ 600개/㎟인 것을 특징으로 하는 전자빔 용접 이음부.
4. 제1항에 있어서,

   상기 용접 이음부의 용접 금속 중에 Ni를 1 질량% ~ 4 질량% 함유하고, 모재 의 함유량보다도 0.2 질량% 이상 많이 함유하는 것을 특징으로 하는 전자 빔 용접 이음부.
5. 제4항에 있어서,

   용접 금속 중에 B를 10ppm 이하 함유하는 것을 특징으로 하는 전자빔 용접 이음부.
6. 제1항에 있어서,

   상기 모재로서 Ni를 2.5 질량% 이상 함유하는 강재를 이용하고, 상기 용접 이음부의 용접 금속 중에 함유되는 Ni의 함유량이 질량%로 4% 초과 8% 이하인 것을 특징으로 하는 전자빔 용접 이음부.
7. 제1항 내지 제6항 중 어느 한 항에 있어서,

   상기 용접 구조체는 판 두께가 50mm를 초과하는 고강도 강판을 맞대기 용접한 구조체인 것을 특징으로 하는 전자빔 용접 이음부.

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