KR20110072880A - 고장력강용 플럭스 코어드 아크 용접 와이어 및 이를 이용한 플럭스 코어드 아크 용접 금속부 - Google Patents

고장력강용 플럭스 코어드 아크 용접 와이어 및 이를 이용한 플럭스 코어드 아크 용접 금속부 Download PDF

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Abstract

본 발명은 플럭스 코어드 아크 용접시 용접 금속부의 저온 충격인성을 향상시킬 수 있는 플럭스 코어드 아크 용접 와이어 및 이를 이용한 용접 금속부에 관한 것으로서, 와이어 전체 중량%로, C: 0.03~0.15%, Si: 0.3~1.4%, Mn: 1.2~3.5%, Ni: 0.1~3.0%, Ti: 0.001~0.3%, TiO2: 3.5~9.0%, Mg: 0.05~1.5%, Al: 0.5%이하, B: 0.001~0.02%, Nb: 0.5%이하, V: 0.5%이하, SiO2: 0.2~2.0%, Al2O3: 0.3~1.0%, 알카리 산화물: 0.10~1.5%, 알카리 또는 알카리토금속계 불소 화합물: 0.025~1.0%를 단독 또는 복합 첨가되고, 상기 Ti와 TiO2는 4%≤Ti+TiO2≤9%의 관계를 만족하며, 나머지는 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하는 고장력강용 플럭스 코어드 아크 용접 와이어와 이를 이용한 용접 금속부에 관한 것이다.
플럭스 코어드 아크 용접(flux cored arc weld), 용접 금속부(weld metal joint), 침상 페라이트(acicular ferrite), 고장력강(high tensile steel)

Description

고장력강용 플럭스 코어드 아크 용접 와이어 및 이를 이용한 플럭스 코어드 아크 용접 금속부{FLUX CORED ARC WELD WIRE FOR HIGH TENSILE STEEL AND WELD METAL JOINT USING THE SAME}
본 발명은 플럭스 코어드 아크 용접(Flux Cored Arc Weld, FCAW) 와이어에 관한 것으로서, FCAW 용접 금속부의 저온 충격인성을 개선할 수 있는 고장력강용 플럭스 코어드 아크 용접 와이어 및 이를 이용한 용접 금속부에 관한 것이다.
최근 선박 및 해양구조물의 심해지역 적용 확대와 대형화 추세에 따라 용접용 강재의 저온인성의 요구치는 더욱 더 엄격해지고 있으며, 이러한 고강도 후물강재를 건전하고 효율적으로 제작하기 위해서는 용접이 불가피하며, 이들 강재를 용접하는 방법으로 가장 널리 사용되는 용접기술이 바로 플럭스 코어드 아크 용접(Flux Cored Arc Weld, FCAW)기술이다.
이러한 대형 용접구조물의 안정성 확보를 위해서는 고강도화 및 저온 충격인성이 요구되고 있으며, 특히, 용접부 충격인성 특성이 무엇보다 중요하다. 해양구조물의 용접에는 항복강도(YP)320∼420MPa급, 460∼500MPa급 고강도강용 등 폭넓은 강도의 용접재료가 적용된다.
환경이 가혹한 지역의 후물, 고강도 강재의 사용 등에서는 해양구조물 특유의 설계요구를 만족시키기 위해 추가 품질사양, 특히 저온인성에 대한 요구가 엄격하기 때문에 해양구조물의 용접에는 저온인성의 확보가 가능한 용접재료가 주로 적용되며, 해양구조물용 용접재료 대부분은 -40℃, -60℃ 정도까지의 샤르피 저온 충격 인성을 확보하기 위해 용접금속의 저산소화와 함께 용접금속조직의 미세화가 필요하다. 　
일반적으로 용접시 형성되는 용접 금속부(Weld Metal Joint)는 용접재료가 용융되면서 일부 강재가 희석되어 용융풀을 형성하다가 응고하면서 조대한 주상정 조직이 형성되고 조대한 결정입내에 오스테나이트 결정입계를 따라서 조대한 입계 페라이트, 위드만스테텐 페라이트(Widmanstatten ferrite), 마르텐사이트 및 도상 마르텐사이트(M-A, Martensite Austenite constituent)등이 형성되어 용접 금속부가 고강도 용접부에서 충격인성이 가장 열화되는 부위이다.
따라서, 용접구조물의 안정성을 확보하기 위해서는, 용접금속부의 미세조직을 제어하여 용접금속부의 충격인성을 확보할 필요가 있다. 이를 해결하기 위하여, 용접재료의 성분을 규정한 기술로 예를 들어, 일본 특허공개공보 (평)8-10982호가 있지만, 상기 특허는 용접 금속부의 미세조직, 입경 등을 제어하고 있지 않으므로, 이에 제공된 용접 재료에서는 충분한 안정적인 용접 금속부 인성을 확보하기가 어려운 문제가 있다.
본 발명의 일측면은 상기 문제점을 해결하고, 고장력강용 플럭스 아크 용접시 용접 금속부의 저온 충격인성을 확보할 수 있는 플럭스 코어드 아크 용접 와이어 및 이를 이용하여 저온 충격인성이 우수한 용접 금속부를 제공하고자 하는 것이다.
본 발명은 와이어 전체 중량%로, C: 0.03~0.15%, Si: 0.3~1.4%, Mn: 1.2~3.5%, Ni: 0.1~3.0%, Ti: 0.001~0.3%, TiO2: 3.5~9.0%, Mg: 0.05~1.5%, Al: 0.5%이하, B: 0.001~0.02%, Nb: 0.5%이하, V: 0.5%이하, SiO2: 0.2~2.0%, Al2O3: 0.3~1.0%, 알카리 산화물: 0.10~1.5%, 알카리 또는 알카리토금속계 불소 화합물: 0.025~1.0%를 단독 또는 복합 첨가되고, 상기 Ti와 TiO2는 4%≤Ti+TiO2≤9%의 관계를 만족하며, 나머지는 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하는 고장력강용 플럭스 코어드 아크 용접 와이어를 제공한다.
또한, 본 발명은 상기 와이어로 제조된 용접 금속부에 있어서,
상기 용접 금속부는 중량%로, C: 0.01-0.1%, Si: 0.1-0.7%, Mn: 0.5-2.0%, Ni: 0.01-3.0%, Mo: 0.01-0.5%, Ti: 0.01-0.08%, Nb: 0.0001-0.05%, V: 0.0001-0.05%, B: 0.0005-0.005%, N: 0.002-0.010%, P: 0.03%이하, S: 0.03%이하, O:0.02-0.08%, Al: 0.001-0.010%, Mg: 0.01% 이하를 포함하고, 상기 Ti와 O는 0.3≤Ti/O≤2.0 의 관계를 만족하며, 나머지는 Fe 및 기타 불순물을 포함하는 플럭스 코어드 아크 용접 금속부를 제공한다.
본 발명은 용접입열량 범위가 20kJ/㎝인 FCAW용접에 있어서 인장강도 500MPa이상의 고강도 물성을 가지면서 동시에 우수한 저온 충격인성의 확보가 가능한 용접 금속부를 개발함에 있어 TiO-(Ti,B)N복합 산,질화물 및 유효 B와 (Nb,V,Al)N을 제어함으로써, 용접 금속부에서 침상페라이트 변태를 촉진시켜 우수한 FCAW 용접 금속부의 저온 충격인성을 동시에 확보할 수 있는 고장력강용 플럭스 코어드 아크 용접 와이어 및 이를 통한 용접 금속부를 제공할 수 있다.
이하, 본 발명을 상세히 설명한다. 　
본 발명자들은 용접 금속부의 충격인성에 효과적이라고 알려진 침상페라이트에 미치는 산화물의 종류 및 크기 등에 대해 조사한 결과, TiO-(Ti,V)N 및 유효 B 등을 첨가하고, Al, Nb, V 첨가를 제어함에 따라 용접 금속부에 입계 페라이트 및 침상 페라이트의 양이 변화하고 이에 따라 용접 금속부의 충격 인성값이 변화한다는 사실을 알게 되었다. 　
이러한 연구에 기초하여, 본 발명에서는,　
[1] TiO-(Ti,B)N 복합산화물 형성을 위한 냉연강대 및 플럭스 설계
본 발명자들은 용접 금속부에 TiO-(Ti,B)N 복합 산,질화물을 형성시키면 용접 금속부는 70%이상의 침상 페라이트 조직을 가지게 된다. 또한, 미세한 TiO-(Ti,V)N 등 복합 산,질화물을 용접 금속부에 분포시켜 저온 충격인성을 향상시킬 수 있음을 인지하고 본 발명에 이르게 되었다. 　
본 발명에서는 상기 복합 산,질화물을 통해 용접 금속부에서 70% 이상의 침상페라이트를 변태 시켜 인성을 향상시키기 위해서는 용접 금속부의 조성에서, Ti:0.01~0.08%,, B: 0.0005~0.005%, 0.3≤Ti/O≤2.0를 용접 금속이 확보될 수 있어야 하며, 이를 위해 와이어 중 냉연 강대로 이루어진 강재 외피와 플럭스 성분이 Ti: 0.001~0.3％, B: 0.001~0.020%, TiO2: 3.5~9.0% 및 4%≤Ti+TiO2≤9%%를 함유하도록 용접 와이어를 제조한다.
[2] 용접금속부내 유효 B 생성 및 (Al, Nb ,V)N 억제를 위한 냉연강대 및 플럭스 설계
본 발명에서는 유효 B 생성 및 (Al,Nb,V)N억제를 통한 입계 페라이트 성장 및 생성을 최소화하여 오스테나이트내에서 70% 이상의 침상 페라이트 변태를 확보하도록 용접 금속부의 조성이 Nb : 0.05%이하, V : 0.05%이하, B : 0.0005-0.005%, N:0.002-0.010%, Al: 0.010%이하, 0.01≤(Nb+V)/Ti≤2.0, 0.1≤Al/N≤0.5를 확보할 수 있도록 용접와이어 중 냉연강대로 이루어진 강재외피와 플럭스 성분은 B : 0.001 - 0.020%, Nb: 0.5%이하, V: 0.5%이하, Al: 0.05%이하, TiO2: 3.5-9.0%, 4%≤Ti+TiO2≤9%를 함유하도록 용접 와이어를 제조한다.
[플럭스 코어드 용접 와이어]
이하, 본 발명의 플럭스 코어드 아크 용접 와이어에 대하여 상세히 설명한다. 상기 와이어는 냉연강대로 이루어진 강재외피와 U형태로 성형된 강재 외피내로 플럭스를 충진시켜 형성된다.
먼저 상기 와이어의 조성범위에 대하여 상세히 설명한다. 이하, 와이어 전체 중량을 기준으로 중량%로 나타낸다.
탄소(C)의 함량은 0.03~0.15%로 하는 것이 바람직하다.
C는 용접금속의 강도를 확보하고 용접 경화성을 확보하기 위하여 필수적인 원소로 0.03% 이상 첨가되는 것이 바람직하지만, 그 함량이 0.15%를 초과하게 되면 용접성이 크게 저하하고 용접금속부 저온균열이 발생하기 쉽고 충격인성이 크게 저하한다.
　
실리콘(Si)의 함량은 0.3~1.4%로 하는 것이 바람직하다. 　
Si의 함량이 0.3% 미만인 경우에 용접금속내의 탈산효과가 불충분하고 용접금속의 유동성을 저하시키며, 1.4%를 초과하는 경우에는 용접금속내의 도상 마르텐 사이트(M-A constituent)의 변태를 촉진시켜 저온 충격인성을 저하시키고 용접균열감수성에 나쁜 영향을 미치기 때문에 바람직하지 못하다.
　
망간(Mn)의 함량은 1.2~3.5%로 하는 것이 바람직하다. 　
Mn은 강중에서 탈산작용 및 강도를 향상시키는 유효한 작용과 함께, 기지조직내에 치환형 고용체를 형성하여 기지를 고용 강화시켜 강도 및 인성을 확보하는데, 이를 위해서는 1.2% 이상 함유되는 것이 바람직하다. 그러나, 3.5%를 초과할 경우 저온변태조직을 생성시키기 때문에 바람직하지 못하다.
티타늄(Ti)의 함량은 0.001~0.3%로 하는 것이 바람직하다. 또한, TiO2함량은 3.5~9.0%로 하는 것이 바람직하며, 동시에 4%≤Ti+TiO2≤9%를 만족하는 것이 바람직하다.　
상기 Ti는 O와 결합하여 용접금속부, 즉 용접금속에 0.3≤Ti/O≤2.0 및 미세한 TiO-(Ti,B)N 복합산화물을 형성시키기 때문에 본 발명에서는 필수불가결한 원소이다. 이러한 미세한 TiO산화물 및 유효한 TiN복합 석출물을 얻기 위해서는 용접 와이어에 Ti을 0.001%이상 및 Ti+TiO2가 4.0% 이상 첨가되는 것이 필요하나, Ti가 0.3%를 초과하거나 Ti+TiO2가 9.0%를 초과하는 경우 조대한 Ti산화물 및 조대한 TiN석출물이 형성되어 바람직하지 못하다.
또한, 티타니아계 플럭스 코어드 아크용접재료의 주 구성성분인 TiO2는 주로 슬래그 형성 및 아크안정성을 위해 3.5% 이상을 첨가하게 되는데, 용융 중 슬래그(Slag)와 용융금속간의 반응에 의해 용융금속중에 잔류하여 응고후에도 상당량이 잔존하게 된다. 이들은 용접금속부에서 TiO형태로 침상 페라이트핵생성 사이트로서 작용하게 되지만 9.0%를 초과하면 용접금속내의 충격 및 파괴인성을 저하시키게 된다.
니켈(Ni)의 함량은 0.1~3.0%로 하는 것이 바람직하다. 　
Ni은 고용강화에 의해 기지(matrix)의 강도와 인성을 향상시키는 유효한 원소로 Ni함유량이 0.1% 이상 함유되는 것이 바람직하지만, 3.0%를 초과하는 경우에는 소입성을 크게 증가시키고 고온균열의 발생 가능성이 있기 때문에 바람직하지 못하다.　
보론(B)의 함량은 0.001~0.02%로 하는 것이 바람직하다. 　
B은 소입성을 향상시키는 원소로서 입계에 편석되어 입계 페라이트 변태를 억제하기 위해서는 0.001% 이상 필요하지만, 0.02%를 초과하면 그 효과가 포화되고 용접경화성이 크게 증가하여 마르텐사이트 변태를 촉진시켜 용접 저온균열 발생 및 인성을 저하시키기 때문에 바람직하지 못하다. 따라서 B함량은 0.001~0.02%로 한정 한다.
마그네슘(Mg)의 함량은 0.05~1.5%로 하는 것이 바람직하다. 　
Mg는 용접중 탈산에 필수적인 원소로서 0.05% 이상 필요하지만, 1.5%를 초과하면 그 효과가 포화되고 내부 산화물이 조대화되어 용접 금속부 인성에 나쁜 영향을 미치므로 바람직하지 못하다. 따라서 Mg함량은 0.05~1.5%로 한정한다.
바나듐(V) 및 니오븀(Nb)의 함량은 각각 0.5% 이하로 제한하는 것이 바람직하다. 　
V 및 Nb는 용접 금속부에서 V(C,N), Nb(C,N)의 미세 석출물을 형성하기 위해서 필요한 원소이다. 다만, 와이어에서의 함량이 각각 0.05%를 초과하게 되면 용접금속부에 입계 페라이트 형성을 조장하고 용접 금속부에 탄화물(Carbide)과 같은 경화상을 형성시켜 용접금속부의 인성에 나쁜 영향을 미치기 때문에 용접 와이어의 설계에서는 V 및 Nb 각각의 성분 첨가 한계량을 0.5% 이하로 제한한다.
알루미늄(Al)의 함량은 0.5% 이하로 하는 것이 바람직하다. 특히 용접와이어의 함유량을 최소화하기 위해 강재외피에서의 Al을 0.005%이하를 가지도록 제조된 강재외피ㄹ를 사용하는 것이 바람직하다.
티타니아계 플럭스코어드 아크용접에서 Al은 탈산 및 탈질제로서 플럭스 및 냉연강대의 강재외피에 첨가되어 용접중 대부분 슬래그로 부상하지만, 극소량의 Al이 최종 응고후 용접 금속부에 Al산화물 및 질화물로 잔류하게 된다. 이들 극소량의 Al은 저온인성에는 큰 영향이 없지만, 다량의 알루미늄으로 킬드(killed)된 냉연강대를 사용하거나 냉연강대와 플럭스에 첨가한 Al총량이 0.5%이상 첨가하게 되면 비드 점성이 증가하고 또한 용융슬래그의 전기전도성을 저하시켜 용접 작업시 아크 안정성을 해치며, 조대한 Al2O3를 형성시켜 인성개선에 필요한 TiO산화물의 형성을 방해하므로 용접와이어의 함유 Al성분은 0.5% 이하로 하는 것이 바람직하다.
알카리 산화물의 함량은 0.1~1.5%로 하는 것이 바람직하다. 상기 알카리 산화물은 K, Na, Li계 산화물이 바람직하다.
상기 알카리 산화물은 용접중 아크의 이온화 포텐셜이 낮아 아크의 발생을 용이하게 하고, 용접중 안정된 아크를 유지시켜주기 위해서는 0.1% 이상 첨가되어야 하지만 1.5%를 초과하면 고증기압의 특성으로 용접흄(Fume)이 과다하게 발생하고, TiO2가 주요 슬래그성분인 루타일계에서 용융풀의 슬래그 점도를 과도하게 감소시켜 불안정한 비드를 형성하게 되므로 1.5%이내로 한정한다.
SiO2함량은 0.2~2.0%로 하는 것이 바람직하다.
SiO2가 0.2% 미만일 경우는 슬래그 도포가 열악하며 전자세 작업성 및 비드 형상이 열악해지며, 2.0%를 초과하면 용융 슬래그의 응고가 지연되어 전자세 용접 성이 열악해지며, Si가 용착 금속중으로 이행이 증가하게 되어 충격인성이 저하하게 된다.
Al2O3의 함량은 0.3~1.0%인 것이 바람직하다. Al2O3 는 티타니아계 슬래그 성분에서는 0.3%이상 첨가시 용융슬래그의 융점을 적절히 유지해 전자세 용접성 및 비드형상을 유지해주지만, 1.0%를 초과하면 비드 점성이 증가하고 또한 용융슬래그의 전기 전도성을 저하시켜 용접 작업시 아크 안정성을 해치므로 0.3~1.0%로 한정한다.
알카리 또는 알카리토금속계 불소 화합물의 단독 또는 복합 첨가량은 0.025~1.0%로 제한하는 것이 바람직하다.
이들 불화물은 용접 와이어 내부에 0.025%이상을 첨가함에 따라 고온의 아크에서 불소를 아크중으로 발생시켜 용접중 수소와 반응하여 탈수소 반응을 일으키게 되므로 확산성 수소를 효과적으로 저감시키게 되지만 1.0%를 초과하게 되면 고증기압의 특성으로 용접흄(Fume)이 과다하게 발생하고, TiO2가 주요 슬래그성분인 루타일계에서 용융풀의 슬래그 점도를 과도하게 감소시켜 불안정한 비드를 형성하게 되므로 1.0%이내로 한정한다.
나머지는 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어진다.
[플럭스 코어드 아크 용접 금속부]
이하, 본 발명의 와이어를 이용하여 제조된 용접 금속부에 대하여 상세히 설명한다.
본 발명의 플럭스 코어드 아크 용접 와이어를 이용하여 제조된 용접 금속부는 중량%로, C: 0.01~0.1%, Si: 0.1~0.7%, Mn: 0.5~2.0%, Ni: 0.01~3.0%, Ti: 0.01~0.08%, Nb: 0.0001~0.05%, V: 0.0001~0.05%, B: 0.0005~0.005%, N: 0.002~0.010%, P: 0.03%이하, S: 0.03%이하, O: 0.02~0.08%, Al: 0.001~0.010%, Mg: 0.01% 이하, 0.01≤(Nb+V)/Ti≤2.0, 0.1≤Al/N≤0.5, 0.3≤Ti/O≤2.0 을 만족하고, 나머지는 Fe 및 기타 불순물을 포함한다.
용접 금속부의 탄소(C)의 함량은 0.01~0.1%로 하는 것이 바람직하다.
C는 용접금속의 강도를 확보하고 용접 경화성을 확보하기 위하여 필수적인 원소로 0.01% 이상 첨가되는 것이 바람직하지만, 그 함량이 0.1%를 초과하게 되면 용접성이 크게 저하하고 용접금속부 저온균열이 발생하기 쉽고 충격인성이 크게 저하하므로 0.01~0.1%로 한정한다.
　
용접 금속부의 실리콘(Si)의 함량은 0.1~0.7%로 하는 것이 바람직하다. 　
Si의 함량이 0.1% 미만인 경우에 경화능이 저하하여 강도확보가 어려우며, 0.7%를 초과하는 경우에는 용접금속내의 도상 마르텐사이트(M-A constituent)의 변 태를 촉진시켜 저온 충격인성을 저하시키는 등 인성저하 및 용접균열감수성을 증가시키기 때문에 바람직하지 못하다.
　
망간(Mn)의 함량은 0.5~2.0%로 하는 것이 바람직하다. 　
Mn은 강중에서 오스테나이트 형성원소로 용접부 인성을 향상시키는 유효한 작용과 함께, 기지조직 내부에 고용되어 강도를 향상 시켜, 인성을 확보하는데, 이를 위해서는 0.5% 이상 함유되는 것이 바람직하다. 그러나, 2.0%를 초과할 경우 저온변태조직을 생성시키기 때문에 바람직하지 못하다.
니켈(Ni)의 함량은 0.01~3.0%로 하는 것이 바람직하다. 　
Ni은 고용강화에 의해 기지(matrix)의 강도와 인성을 향상시키는 유효한 원소로 Ni함유량이 0.01% 이상 함유되는 것이 바람직하지만, 3.0%를 초과하는 경우에는 소입성을 크게 증가시키고 고온균열의 발생 가능성이 있기 때문에 바람직하지 못하다.　
용접 금속부의 티타늄(Ti)의 함량은 0.01~0.08%로 제한하는 것이 바람직하다. 동시에 0.3≤Ti/O≤2.0 를 만족하는 것이 바람직하다.　 0.01% 이상의 Ti는 용접중 O 또는 N과 결합하여 용접 금속부, 즉 용접금속에 미세한 TiO-(Ti,B)N 복합산화물을 형성시키기 때문에 본 발명에서는 필수불가결한 원소이다. 특히, 응고중 오 스테나이트 입내 미세 침상페라이트 형성에 유효한 핵생성 사이트인 미세한 TiO산화물을 얻기 위해서는 0.3≤Ti/O≤2.0를 만족하는 일정한 Ti/O간 비율이 필요하다. 그러나, Ti가 0.08%를 초과하는 경우 조대한 Ti산화물 및 조대한 TiN 석출물이 형성되어 저온인성 및 파괴인성을 저하시키게 된다.
바나듐(V) 및 니오븀(Nb)의 함량은 각각 0.0001~0.05% 이하로 제한하는 것이 바람직하다. V 및 Nb는 용접 금속부에서 V(C,N), Nb(C,N)의 미세 석출물을 형성하기 위해서 필요한 원소이다. 용접 금속부에 0.0001%이상의 바나듐 및 니오븀의 함량이 첨가되면 용접금속부에 입계 페라이트 형성을 조장하지만 0.05%를 초과하여 바나듐 및 니오븀이 용접 금속부에 첨가되면 과다한 탄,질화물(Carbide,Nitride) 형성에 따른 경화와 다층용접 패스 및 용접 후열처리 등의 재가열에 따른 2차경화가 나타나게 되어서 용접금속부의 인성에 나쁜 영향을 미치게 되므로 바나듐 및 니오븀의 함량은 각각 0.0001~0.05%로 제한한다.
용접 금속부의 (Nb+V)/Ti는 0.01≤(Nb+V)/Ti≤2.0로 하는 것이 바람직하다.
티타니아계 플럭스 코어드 와이어에서 기본 플럭스 성분인 루타일의 환원을 고려한 티타늄에 대한 니오븀, 바나듐의 석출에 따른 페라이트의 효과적인 조성비는 (Nb+V)/Ti가 0.01이상이 되어야 하며, 2.0를 초과하게 되면 미세 에시큐라 페라이트 핵생성의 유효한 사이트인 티타늄에 비해 니오븀, 바나듐의 석출물 과다 및 이들의 입계주변에서의 이차경화에 의해 저온인성이 저하하게 되므로 0.01 ≤(Nb+V)/Ti≤2.0로 한정한다.
보론(B)의 함량은 0.0005~0.005%로 하는 것이 바람직하다. 　
B은 소입성을 향상시키는 원소로서 입계에 편석되어 입계 페라이트 변태를 억제하기 위해서는 0.0005% 이상 필요하지만, 0.005%를 초과하면 그 효과가 포화되고 용접경화성이 크게 증가하여 마르텐사이트 변태를 촉진시켜 용접 저온균열 발생 및 인성을 저하시키기 때문에 바람직하지 못하다. 따라서 B함량은 0.0005~0.005%로 한정한다.
질소(N)의 함량은 0.002~0.010%로 하는 것이 바람직하다.
질소는 0.002%이상 용접부에 잔류하여 Ti 및 Al과 결합해 TiN, AlN을 형성함으로써 페라이트 밴드를 억제하는 효과를 가지게 되지만 질소함량이 0.010%를 초과하는 경우 고용 질소량이 증가하기 때문에 인성이 감소하게 되므로 0.002~0.010%로 한정한다.
질소(N)와 알루미늄(Al)의 비는 0.1≤Al/N≤0.5이 바람직하다.
용접부의 Al/N이 0.1이하면 용접부의 고용 질소량이 너무 많거나 Al의 탈질이 불충분해 저온인성이 감소하게 되며, Al/N이 0.5이상이 되면 Al이 과다하게 되어 용접부가 경화하고 인성이 감소하게 되므로 0.1≤Al/N≤0.5로 한정한다.
인(P)은 저온인성에 영향을 미치는 원소로 다층용접시 후열패스가 주어지거나 후열처리시 결정입계에 취화한 P화합물이 생성되어 취하하므로 0.03%이하로 제한한다.
황(S)은 고온균열에 영향을 미치는 원소로 초층 용접시 용접선 근방에 편석되어 저융점 황화물을 형성하여 응고과정에서 고온균열을 유발하게 되어 용접부 품질을 저하시키므로 0.03%이하로 제한한다.
용접 금속부의 산소(O)함량은 0.02~0.08%로 하는 것이 바람직하다.
용접부의 산소는 용접중 용융금속의 탈산원소와 슬래그 및 보호가스의 반응에 의해 결정되며, 산성계 플럭스 코어드 와이어에서의 용접 금속부의 용존 산소는 대부분 산화개제물의 형태로 존재하게 되며, 0.02%이상의 산소 함량을 첨가하면 Ti, Mg, Zr, Nb, V, Si, Mn 등과 응고과정에서 반응하여 복합산화물을 형성하여 오스테나이트 입내에 침상페라이트의 형성 사이트로 유효하게 작용하지만, 0.06%를 초과하면 용접부내에 다량의 산화물형성 및 형성개제물의 대형화로 인해 저온충격과 파괴인성이 저하하게 되므로 0.02~0.08%로 제한한다.
알루미늄(Al)의 함량은 0.001~0.01%로 하는 것이 바람직하다.
티타니아계 플럭스코어드 아크용접에서 Al은 0.001%이상 첨가하면, 용융 금속내 탈산 및 탈질제로 작용하여 Al산화물 및 질화물로 소량 존재하여 페라이트 핵 생성을 조장하며 용접금속내에 산소량을 감소시키지만,그 함량이 0.01%를 초과하면 조대한 Al2O3를 형성시켜 인성개선에 필요한 Ti산화물의 형성을 방해하므로 함유 Al성분은 0.01% 이하로 한정한다.
마그네슘(Mg)의 함량은 0.01%이하로 하는 것이 바람직하다. 　
Mg는 용접중 탈산에 필수적인 원소로 용융 금속과 슬래그간의 산화,환원반응을 통해 복합산화물을 생성해 미세 침상 페라이트의 핵생성 사이트로 작용하지만, 0.01%를 초과하면 그 효과가 포화되고 내부 산화물이 조대화되어 용접 금속부 인성에 나쁜 영향을 미치므로 바람직하지 못하다. 따라서 Mg함량은 0.01%로 이하로 한정한다.
또한, 본 발명의 플럭스 코어드 아크 용접 와이어를 이용하여 제조된 용접 금속부 미세조직은 저온 충격인성에 유리한 조직으로 알려져 있는 미세한 입내 침상 페라이트(acicular ferrite)의 면적분율이 70% 이상 생성되며, 나머지는 입계 페라이트, 위드만스테텐(Widmasttaten) 페라이트 및 베이나이트의 1종 이상으로 이루어진다.
또한, 상기 용접 금속부는 0.80㎛ 이하의 평균크기를 갖는 TiO-(Ti,V)N 복합 산,질화물이 용접 금속부에 면적분율로 0.25~0.35% 정도로 미세하게 분포되도록 하 는 것이 바람직하다. 이들 복합 산,질화물의 면적분율이 0.25% 미만이면 냉각도중 오스테나이트의 입내에 미세한 침상 페라이트의 핵생성 사이트로서의 역할이 부족하게 되어 조대한 입계 페라이트가 우선 생성 및 성장하게 되므로 저온 인성이 저하하게 된다.
반면에 용접 금속부에 0.80㎛를 초과하는 조대한 개제물이 다수 존재하거나 면적분율이 0.35%를 초과하면 석출물이 과다하게 잔존하게 되면 이들이 저온인성이 저하하게 되므로, 용접금속부의 TiO-(Ti,V)N 복합 산,질화물이 용접 금속부에 면적분율로 0.25~0.35%로 균일하게 분포시킨다.
이하, 본 발명의 실시예에 대하여 상세히 설명한다. 다만, 본 발명은 하기 실시예에 한정되는 것은 아니다.
(실시예)
표 1은 플럭스 조성과 표 2에 따라 제조된 냉연 강재 외피로 조합된 발명재와 비교재의 플럭스 코어드 와이어를 100% CO2 보호가스를 적용하여 20J/cm 입열량으로 용접하였다. 이때 본 발명의 효과를 보이기 위하여, 용접 후 형성된 용접 금속부 합금성분과 원소간의 구성비를 표 3에 나타내었다.　
상기와 같이 용접된 용접금속부의 기계적 성질을 평가하기 위한 시험편들은 용접 금속부의 중앙부에서 채취하였으며 인장시험편은 KS규격(KS B 0801) 4호 시험편을 이용하였으며 인장시험은 크로스 헤드 스피드(cross head speed) 10mm/mim에서 시험하였다. 충격시험편은 KS(KS B 0809) 3호 시험편에 준하여 제조하였다.
용접금속부의 충격인성에 중요한 영향을 미치는 산화물의 크기와 갯수 그리고 간격은 화상분석기(image analyzer)와 전자현미경을 이용한 포인트 카운팅(point counting)법으로 측정하였다. FCAW 용접금속부의 충격인성 평가는 FCAW 용접후 충격시험편으로 가공하여 -40℃에서 샤피충격시험을 통하여 평가하였다.
구분 C Fe 및 기타 Mn Si Ni Mg B Al Ti+TiO2 K2O Na2O SiO2 F Nb V 강재 외피
발명재1 0.02 92.07 1.68 0.59 0 0.3 0.014 0 4.12 0.07 0.31 0.49 0.32 0.02 0.02 A
발명재2 0.02 91.33 1.68 0.59 0 0.3 0.014 0 4.2 0.07 0.31 0.49 0.4 0.11 0.45 A
발명
재3		 0.02 89.57 1.68 0.59 0.42 0.7 0.014 0.002 77.6 0.07 0.31 0.49 0.5 0.02 0.03 A
발명
재4		 0.02 88.22 1.68 0.59 0.42 0.8 0.014 0.002 7.6 0.07 0.31 0.49 0.5 0.1 0.44 A
발명
재5		 0.03 87.05 1.68 0.59 0.97 0.9 0.014 0.002 7.4 0.07 0.31 0.49 0.5 0.017 0.02 A
발명
재6		 0.03 87.04 1.68 0.59 0.97 0.9 0.014 0.002 7.4 0.07 0.31 0.49 0.5 0.11 0.41 A
발명
재7		 0.03 84.92 1.68 0.59 1.45 0.8 0.014 0 6.8 0.07 0.31 0.49 0.5 0.015 0.03 A
발명
재8		 0.03 84.57 1.68 0.59 1.45 0.8 0.014 0 6.8 0.07 0.31 0.49 0.5 0.13 0.44 A
발명
재9		 0.04 81.03 1.68 0.59 2.2 0.3 0.0014 0 6.8 0.07 0.31 0.49 0.5 0.02 0.02 A
발명
재10		 0.04 81.92 1.68 0.59 2.2 0.3 0.014 0.003 6.8 0.07 0.31 0.49 0.5 0.12 0.43 A
비교재1 0.02 92.07 1.68 0.59 0 0.3 0.014 0 4.12 0.07 0.31 0.49 0.32 0.02 0.02 B
비교재2 0.02 91.33 1.68 0.59 0 0.3 0.014 0 4.2 0.07 0.31 0.49 0.4 0.11 0.45 B
비교재3 0.02 89.57 1.68 0.59 0.42 0.7 0.014 0.002 7.6 0.07 0.31 0.49 0.5 0.02 0.03 B
비교재4 0.02 88.22 1.68 0.59 0.42 0.8 0.014 0.002 7.6 0.07 0.31 0.49 0.5 0.1 0.44 B
비교
재5		 0.03 87.05 1.68 0.59 0.97 0.9 0.014 0.002 7.4 0.07 0.31 0.49 0.5 0.017 0.02 B
비교
재6		 0.03 87.04 1.68 0.59 0.97 0.9 0.014 0.002 7.4 0.07 0.31 0.49 0.5 0.11 0.41 B
비교
재7		 0.03 84.92 1.68 0.59 1.45 0.8 0.014 0 6.8 0.07 0.31 0.49 0.5 0.015 0.03 B
비교
재8		 0.03 84.57 1.68 0.59 1.45 0.8 0.014 0 6.8 0.07 0.31 0.49 0.5 0.13 0.44 B
비교재9 0.04 81.03 1.68 0.59 2.2 0.3 0.014 0 6.8 0.07 0.31 0.49 0.5 0.02 0.02 B
비교재10 0.04 81.92 1.68 0.59 2.2 0.3 0.014 0.003 6.8 0.07 0.31 0.49 0.5 0.12 0.43 B
구분 C Si Mn P S Ti B(ppm) Al
A 0.02 0.005 0.4 0.008 0.008 0.005 8 0.001
B 0.02 0.003 0.2 0.011 0.008 - - 0.030
구분 C Si Mn P S Ni Ti B(ppm) N(ppm) Nb(ppm) V(ppm) O(ppm) Al Al/N (Nb+V)/Ti Ti/O
발명
재1		 0.04 0.45 1.3 0.009 0.01 0.04 0.021 31 42 7 5 280 0.001 0.24 0.06 0.75
발명
재2		 0.05 0.42 1.3 0.01 0.012 0.04 0.023 28 62 64 154 310 0.001 0.16 0.95 0.74
발명
재3		 0.06 0.4 1.4 0.012 0.011 0.45 0.058 32 40 7 6 380 0.002 0.50 0.02 1.53
발명
재4		 0.06 0.39 1.3 0.011 0.012 0.44 0.051 31 82 56 135 575 0.002 0.24 0.37 0.89
발명
재5		 0.04 0.44 1.4 0.01 0.008 1.1 0.058 37 45 5 5 610 0.002 0.44 0.02 0.95
발명
재6		 0.05 0.39 1.2 0.009 0.011 1 0.041 40 60 60 121 520 0.002 0.33 0.44 0.79
발명
재7		 0.05 0.35 1.3 0.018 0.008 1.4 0.043 29 41 6 180 490 0.001 0.24 0.43 0.88
발명
재8		 0.04 0.42 1.2 0.011 0.01 1.5 0.051 28 68 65 144 480 0.001 0.15 0.41 1.06
발명
재9		 0.05 0.48 1.4 0.01 0.007 2.2 0.043 34 51 6 7 420 0.001 0.20 0.03 1.02
발명
재10		 0.06 0.39 1.4 0.015 0.009 2.3 0.06 33 84 68 151 440 0.004 0.48 0.37 1.36
비교
재1		 0.05 0.36 1.4 0.009 0.011 0.03 0.013 21 40 7 7 550 0.006 1.50 0.12 0.24
비교
재2		 0.05 0.43 1.2 0.015 0.012 0.04 0.014 21 63 84 170 530 0.007 1.11 1.81 0.26
비교
재3		 0.06 0.46 1.4 0.011 0.008 0.43 0.062 24 44 6 6 570 0.006 1.36 0.02 1.09
비교
재4		 0.05 0.4 1.3 0.015 0.011 0.46 0.02 27 64 77 169 450 0.008 1.25 1.23 0.44
비교
재5		 0.05 0.48 1.4 0.012 0.014 1.1 0.044 32 51 7 4 570 0.008 1.57 0.03 0.77
비교
재6		 0.05 0.38 1.2 0.013 0.01 1.1 0.036 32 61 85 182 480 0.006 0.98 0.74 0.75
비교
재7		 0.06 0.42 1.1 0.018 0.008 1.5 0.039 29 41 7 8 650 0.009 2.20 0.04 0.60
비교
재8		 0.05 0.42 1.4 0.018 0.008 1.5 0.043 26 73 70 180 590 0.007 0.96 0.58 0.73
비교
재9		 0.05 0.39 1.3 0.013 0.011 2.3 0.04 21 40 8 8 590 0.006 1.50 0.04 0.68
비교
재10		 0.05 0.46 1.3 0.014 0.008 2.1 0.053 27 70 86 177 550 0.008 1.14 0.50 0.96
구분
 용접 공정 복합산화물 용접금속부 기계적 성질
용접 Process 용접입열량
(kJ/㎝)		 면적분율
(%)		 평균크기
(㎛)		 acicular
ferrite(%)		 인장강도
(MPa)		 vE-40
(J)
발명재1 FCAW 20 0.265 0.61 81 547 84
발명재2 FCAW 20 0.267 0.78 72 533 58
발명재3 FCAW 20 0.314 0.58 87 563 119
발명재4 FCAW 20 0.357 0.74 83 549 91
발명재5 FCAW 20 0.319 0.69 90 574 136
발명재6 FCAW 20 0.333 0.66 83 577 84
발명재7 FCAW 20 0.343 0.71 92 594 146
발명재8 FCAW 20 0.354 0.73 84 610 89
발명재9 FCAW 20 0.328 0.69 89 627 141
발명재10 FCAW 20 0.33 0.77 81 613 93
비교재1 FCAW 20 0.233 0.92 50 862 78
비교재2 FCAW 20 0.241 0.93 39 858 48
비교재3 FCAW 20 0.374 0.88 72 750 56
비교재4 FCAW 20 0.389 0.85 39 820 41
비교재5 FCAW 20 0.394 0.74 57 650 69
비교재6 FCAW 20 0.413 0.86 43 840 35
비교재7 FCAW 20 0.402 0.8 75 841 74
비교재8 FCAW 20 0.407 0.93 69 810 56
비교재9 FCAW 20 0.365 0.74 68 790 64
비교재10 FCAW 20 0.394 0.73 63 815 29
표 4 에서 나타낸 바와 같이, 본 발명의 플럭스 코어드 아크 용접 와이어인 발명재를 이용하여 제조된 용접 금속부는 TiO-(Ti,B)N 및 V,Nb(C,N)복합 석출물이 용접부에 차지하는 면적율은 0.25~0.35%의 범위를 가지고 있고 석출물의 크기도 0.8㎛ 이하였다. 비교재의 경우는 0.25%이하 또는 0.37~0.40%의 면적범위를 보이고 거나 석출물의 크기가 0.8㎛ 이상의 다소 큰 복합 석출물 형태로 용접 금속부에 잔류하고 있어 발명재가 비교재 대비 상당히 균일하면서도 미세한 복합 석출물을 형성하고 발명재의 면적율도 비교재에 비하여 전체적으로 약 15%정도 감소한 것을 알 수 있다.
한편 본 발명의 플럭스 코어드 아크 용접 와이어인 발명재를 이용하여 제조도된 용접 금속부의 미세조직은 침상페라이트 상분율도 모두 70%이상의 높은 분율로 구성되어 있다.　따라서 본 발명의 용접 와이어를 이용하여 FCAW 용접된 용접 금속부는 약 70%이상의 침상페라이트 및 나머지 입계 페라이트와 위드만스테텐(Widmasttaten) 페라이트 및 일부 베이나이트를 기준으로 구성되어 인장강도 500MPa급 이상의 고강도이면서 우수한 용접금속부 충격특성을 보이고 있다.

Claims (7)

  1. 와이어 전체 중량%로, C: 0.03~0.15%, Si: 0.3~1.4%, Mn: 1.2~3.5%, Ni: 0.1~3.0%, Ti: 0.001~0.3%, TiO2: 3.5~9.0%, Mg: 0.05~1.5%, Al: 0.5%이하, B: 0.001~0.02%, Nb: 0.5%이하, V: 0.5%이하, SiO2: 0.2~2.0%, Al2O3: 0.3~1.0%, 알카리 산화물: 0.10~1.5%, 알카리 또는 알카리토금속계 불소 화합물: 0.025~1.0%이 단독 또는 복합 첨가되고, 상기 Ti와 TiO2는 4%≤Ti+TiO2≤9%의 관계를 만족하며, 나머지는 Fe 및 불가피한 불순물을 포함하는 고장력강용 플럭스 코어드 아크 용접 와이어.
  2. 청구항 1에 있어서,
    상기 와이어는 강재외피 및 이 강재외피에 충진된 플럭스를 포함하고, 상기 강재외피의 Al의 함량은 0.005%이하인 고장력강용 플럭스 코어드 아크 용접 와이어.
  3. 청구항 1 또는 2의 와이어로 제조된 용접 금속부에 있어서,
    상기 용접 금속부는 중량%로, C: 0.01-0.1%, Si: 0.1-0.7%, Mn: 0.5-2.0%, Ni: 0.01-3.0%, Mo: 0.01-0.5%, Ti: 0.01-0.08%, Nb: 0.0001-0.05%, V: 0.0001-0.05%, B: 0.0005-0.005%, N: 0.002-0.010%, P: 0.03%이하, S: 0.03%이하, O:0.02-0.08%, Al: 0.001-0.010%, Mg: 0.01% 이하를 포함하고, 상기 Ti와 O는 0.3≤Ti/O≤2.0 의 관계를 만족하며, 나머지는 Fe 및 기타 불순물을 포함하는 플럭스 코어드 아크 용접 금속부.
  4. 청구항 3에 있어서,
    상기 용접 금속부의 조성은 0.01≤(Nb+V)/Ti≤2.0의 관계를 만족하는 플럭스 코어드 아크 용접 금속부.
  5. 청구항 3에 있어서,
    상기 용접 금속부의 조성은 0.1≤Al/N≤0.5의 관계를 만족하는 플럭스 코어드 아크 용접 금속부.
  6. 청구항 3에 있어서,
    상기 용접 금속부 미세조직은 70%이상의 에시큘라 페라이트(acicular ferrite)를 포함하고, 나머지는 입계 페라이트, 위드만스테텐(Widmasttaten) 페라 이트 및 베이나이트의 1종 이상인 플럭스 코어드 아크 용접 금속부.
  7. 청구항 3에 있어서,
    상기 용접 금속부에는 0.80㎛ 이하 평균크기를 갖는 TiO-(Ti,V)N 복합 산,질화물이 면적분율로 0.25~0.35% 분포되어 있는 플럭스 코어드 아크 용접 금속부.
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