KR20130103399A

KR20130103399A - 가스 실드 아크 용접용 플럭스 코어드 와이어

Info

Publication number: KR20130103399A
Application number: KR1020130024362A
Authority: KR
Inventors: 도모노리 가키자키; 다카유키 고이케; 슈지 사사쿠라; 무네노부 사토
Original assignee: 가부시키가이샤 고베 세이코쇼
Priority date: 2012-03-08
Filing date: 2013-03-07
Publication date: 2013-09-23
Also published as: BR102013005303A2; CN103302416A; BR102013005303B1; JP2013184204A; JP5952597B2; CN103302416B

Abstract

본 발명은 고전류에서도 양호한 용접 작업성을 유지하면서, 입향 상진 용접에서 양호한 비드를 형성할 수 있는 가스 실드 아크 용접용 플럭스 코어드 와이어를 제공한다.
본 발명의 가스 실드 아크 용접용 플럭스 코어드 와이어는, 산화타이타늄 원료, C, 금속 Si의 Si 환산량과 Si 산화물의 Si 환산량의 합계, 금속 Si의 Si 환산량, Mn, 금속 Al의 Al 환산량과 Mg의 합계, Na 화합물 중의 Na 환산량과 K 화합물 중의 K 환산량의 합계, 및 F 화합물 중의 F 환산량을 소정량 함유하고, 플럭스 충전율을 규정하며, 산화타이타늄 원료는 TiO₂, Si, Al, Mn, Fe, Mg 및 Ca를 소정량으로 한 조성을 갖고, 입자 표면에 Ti, Fe, Mn, Al 및 Si 중 어느 1종 이상으로 이루어지는 산화물이 존재하고 있고, 이 산화물은 Al 및 Si의 원자 백분율이 1 ≤ Al+Si ≤ 10을 만족하는 것을 특징으로 한다.

Description

가스 실드 아크 용접용 플럭스 코어드 와이어{FLUX-CORED WIRE FOR GAS-SHIELDED ARC WELDING}

본 발명은 가스 실드 아크 용접용 플럭스 코어드 와이어에 관한 것이다.

종래부터, 용접 작업을 고능률로 행하기 위해, 플럭스 코어드 와이어를 이용한 가스 실드 아크 용접이 다양한 분야에서 행해지고 있다. 전자세 용접에 있어서는, 용접 작업성이나 비드 형상이 양호한 타이타니아계 플럭스 코어드 와이어(예를 들면 특허문헌 1 참조)가 많이 이용되고 있다. 이와 같은 용접 재료를 많이 이용하는 각 업계는, 더 한층의 비용 저감이나 납기 단축 등을 위해 용접 작업에 대하여 끊임없이 고능률화에 대처하고 있다.

이와 같은 대처에 대하여, 슬래그의 소부를 방지하여 슬래그 박리성을 향상시키는 기술이 개시되어 있다(예를 들면 특허문헌 2 참조).

일본 특허공개 소56-39193호 공보 일본 특허공개 소57-190798호 공보

그러나, 특허문헌 2에 기재된 바와 같은 플럭스 코어드 와이어를 이용한 고전류 영역에서의 입향 상진 용접에서는, 용접 금속이 처져서 떨어지기 쉬워, 양호한 비드 형상의 유지가 어렵다는 문제가 있다. 또한, 양호한 비드 형상의 형성 외에, 아크 안정성의 향상이나 흄 발생량 및 스패터 발생량의 저감 등 용접 작업성의 향상이 요망되고 있다.

본 발명은 이러한 문제점을 감안하여 이루어진 것으로, 고전류에서도 양호한 용접 작업성을 유지하면서, 입향 상진 용접에서 양호한 비드를 형성할 수 있는 가스 실드 아크 용접용 플럭스 코어드 와이어를 제공하는 것을 과제로 한다.

본 발명에 따른 가스 실드 아크 용접용 플럭스 코어드 와이어(이하, 적절히 플럭스 코어드 와이어 또는 FCW, 또는 간단히 와이어라고 함)는, 가스 실드 아크 용접용 플럭스 코어드 와이어로서, 와이어 전체 질량당, 입자상을 이루는 산화타이타늄 원료: 5.0∼9.0질량%, C: 0.02∼0.11질량%, 금속 Si의 Si 환산량과 Si 산화물의 Si 환산량의 합계: 0.3∼1.2질량%, 금속 Si의 Si 환산량: 0.2질량% 이상, Mn: 1.0∼3.0질량%, 금속 Al의 Al 환산량과 Mg의 합계: 0.1∼1.0질량%, Na 화합물 중의 Na 환산량과 K 화합물 중의 K 환산량의 합계: 0.05∼1.50질량%, F 화합물 중의 F 환산량: 0.02∼0.85질량%를 함유하고, 와이어 전체 질량당 플럭스 충전율이 10∼25질량%이며, 상기 산화타이타늄 원료는, 산화타이타늄 원료 전체 질량당, TiO₂: 58.0∼99.0질량%, Si: 2.5질량% 이하, Al: 3.0질량% 이하, Mn: 5.0질량% 이하, Fe: 35.0질량% 이하, Mg: 5.0질량% 이하, Ca: 2.0질량% 이하인 조성을 갖고, 또한 상기 산화타이타늄 원료의 입자 표면에 Ti, Fe, Mn, Al 및 Si 중 어느 1종 이상으로 이루어지는 산화물이 존재하고 있고, 이 산화물은 Al 및 Si의 원자 백분율이 1 ≤ Al+Si ≤ 10을 만족하는 것을 특징으로 한다.

이러한 구성에 의하면, 플럭스 코어드 와이어의 성분에 있어서, 산화타이타늄 원료 및 Si량을 규정함으로써 입향 상진 용접 작업성이 향상되고, C, Mn, Al 및 Mg량을 규정함으로써 인성이 향상된다. 또한, Na 및 K량을 규정하는 것에 의해 용접 중의 아크 용적 이행이 안정화되고, F량을 규정하는 것에 의해 용접 분위기 하의 수소 분압이 감소하여 용접 금속 중의 확산성 수소량이 낮아진다. 게다가, 플럭스 충전율을 규정함으로써, 생산성을 열화시키는 일이 없고, 아크의 안정성이 악화되지 않으며, 스패터 발생량이 억제된다.

또한, 산화타이타늄 원료의 성분에 있어서, TiO₂량을 규정함으로써 비드 형상이 양호해지고, Si, Al 및 Mn량을 규정함으로써 슬래그의 점성이 조정된다. 또한, Fe량을 규정함으로써 융점의 저하가 억제되고, Mg 및 Ca량을 규정함으로써 스패터 발생량이 억제된다. 게다가, Al 및 Si의 원자 백분율을 규정함으로써 산화타이타늄 원료의 융점이 적절해져 비드 형상이 양호해진다.

본 발명에 따른 가스 실드 아크 용접용 플럭스 코어드 와이어는, 추가로 와이어 전체 질량당 B: 0.0003∼0.0130질량%, Ni: 0.1∼1.0질량%를 함유하고, Cr: 0.20질량% 이하, Nb: 0.05질량% 이하, V: 0.05질량% 이하로 억제한 것을 특징으로 한다.

이러한 구성에 의하면, 소정량의 B 및 Ni를 가하고, Cr, Nb 및 V의 함유량을 소정량으로 억제함으로써, -40℃에서의 저온 인성이 양호해진다.

본 발명에 따른 가스 실드 아크 용접용 플럭스 코어드 와이어는, 추가로 와이어 전체 질량당 금속 Ti의 Ti 환산량: 0.05∼0.40질량%, B: 0.0003∼0.0150질량%, Ni: 0.3∼3.0질량%를 함유하고, Cr: 0.20질량% 이하, Nb: 0.05질량% 이하, V: 0.05질량% 이하로 억제한 것을 특징으로 한다.

이러한 구성에 의하면, 소정량의 B 및 Ni를 가하고, Cr, Nb 및 V의 함유량을 소정량으로 억제하고, 추가로 소정량의 금속 Ti를 첨가함으로써, -60℃의 극저온에서도 인성의 확보가 가능해진다.

본 발명에 따른 가스 실드 아크 용접용 플럭스 코어드 와이어는, 추가로 와이어 전체 질량당 Ni: 0.3∼3.0질량%, Mo: 0.01∼0.50질량%를 함유하고, Nb: 0.05질량% 이하, V: 0.05질량% 이하로 억제한 것을 특징으로 한다.

이러한 구성에 의하면, 소정량의 Ni 및 Mo를 가하고, Nb 및 V의 함유량을 소정량으로 억제함으로써, 강도가 향상된 플럭스 코어드 와이어가 된다.

본 발명에 의하면, 고전류에서도 양호한 용접 작업성을 유지할 수 있고, 또한 입향 상진 용접에서 양호한 비드를 형성할 수 있다. 게다가, 소정 원소의 함유량을 조정함으로써, 고전류 맞대기 용접에 의해 입열 증가가 생겨도 양호한 기계적 성질을 갖는 용접 금속을 형성할 수 있다.

또한, 다른 형태로서, 소정 원소의 함유량을 조정함으로써, 대입열 시공에 의한 인성의 안정화나, 극저온에서의 인성 확보나, 강도의 향상을 달성할 수 있다.

도 1은 플럭스 코어드 와이어에 있어서의 비드 형상과 친화성의 평가 기준을 나타내는 도면이다.

이하, 본 발명의 실시형태에 대하여 상세히 설명한다.

《제 1 실시형태》

제 1 실시형태는 연강 플럭스 코어드 와이어에 관한 것이다.

본 발명의 가스 실드 아크 용접용 플럭스 코어드 와이어는, 입자상을 이루는 산화타이타늄 원료, C, 금속 Si의 Si 환산량과 Si 산화물의 Si 환산량의 합계, 금속 Si의 Si 환산량, Mn, 금속 Al의 Al 환산량과 Mg의 합계, Na 화합물 중의 Na 환산량과 K 화합물 중의 K 환산량의 합계, 및 F 화합물 중의 F 환산량을 소정량 함유한다. 또한, 와이어 전체 질량당 플럭스 충전율이 소정량이다.

게다가, 산화타이타늄 원료가, 산화타이타늄 원료 전체 질량당 TiO₂, Si, Al, Mn, Fe, Mg 및 Ca가 소정량인 조성을 갖고, 또한 상기 산화타이타늄 원료의 입자 표면에 Ti, Fe, Mn, Al 및 Si 중 어느 1종 이상으로 이루어지는 산화물이 존재하고 있고, 이 산화물이 Al 및 Si의 원자 백분율로 1 ≤ Al+Si ≤ 10을 만족하는 것이다.

여기서, 「금속 Si」란, 「순금속 Si」 및 「합금 Si」 중의 1종 이상을 의미한다. 마찬가지로, 「금속 Al」이란, 「순금속 Al」 및 「합금 Al」 중의 1종 이상을 의미한다. 또한, 예를 들어 단지 Mg라고 기재한 경우, 순금속, 합금, 화합물, 및 그 밖의 모든 Mg를 포함하는 Mg의 환산량이다.

또한, 「산화물」이란, 「단일 산화물」 및 「복합 산화물」 중의 1종 이상을 의미한다. 「단일 산화물」이란, 예를 들어 Ti라면 Ti 단독의 산화물(TiO₂)을 말한다. 「복합 산화물」이란, 이들의 단일 산화물이 복수 종류 집합된 것과, 예를 들어 Ti, Fe 및 Mn과 같은 복수의 금속 성분을 포함하는 산화물의 쌍방을 말한다. 그리고, 이 산화물이 산화타이타늄 원료의 입자 표면에 존재한다고 하는 상태는, 입자의 표면이 산화물 상태로 되어 있는 경우를 포함한다.

이하, 본 발명의 플럭스 코어드 와이어의 성분 한정 이유 및 산화타이타늄 원료의 성분 한정 이유에 대하여 설명한다.

[플럭스 코어드 와이어의 성분 한정 이유]

<산화타이타늄 원료: 5.0∼9.0질량%>

TiO₂원으로서, 후기하는 바와 같이 산화물의 조성을 최적화한 산화타이타늄 원료를 이용함으로써, 양호한 입향 상진 용접 작업성을 가질 수 있다. 와이어 전체 질량당 산화타이타늄 원료의 함유량이 5.0질량% 미만이면, 입향 상진성이 열화되고 양호한 비드 형상이 확보될 수 없다. 한편, 9.0질량%를 초과하면, 슬래그 융점이 높아져, 입향 상진 용접에서 위빙을 행한 경우에 슬래그가 일찍 굳어진다. 이에 의해, 그의 운봉(運棒)을 따라 용접 금속이 형성되어, 비늘 모양의 비드가 되어 버린다. 따라서, 산화타이타늄 원료의 함유량은 5.0∼9.0질량%로 한다. 보다 바람직하게는 6.0∼8.0질량%이다. 이 범위로 하면, 비드 형상이 더욱 양호해진다.

<C: 0: 02∼0.11질량%>

C는 담금질성 원소이고, 인성을 향상시키는 효과가 있다. 와이어 전체 질량당 C 함유량이 0.02질량% 미만이면, 용접 금속의 담금질이 부족해져, 충분한 기계적 성질의 확보가 곤란해진다. 한편, 0.11질량%를 초과하면, 아크의 분사가 강하여, 입향 상진 용접 시에 모재를 아크력으로 파 버리기 때문에, 비드 형상 불량을 일으킨다. 따라서, C 함유량은 0.02∼0.11질량%로 한다. 보다 바람직하게는 0.03∼0.10질량%이다.

<금속 Si의 Si 환산량과 Si 산화물의 Si 환산량의 합계: 0.3∼1.2질량%>

Si는 용접 금속의 점성을 향상시켜, 입향 상진 용접 작업성을 향상시킨다. 와이어 전체 질량당 금속 Si의 Si 환산량과 Si 산화물 중의 Si 환산량의 합계량이 0.3질량% 미만이면, 용접 금속의 점성이 저하되어, 입향 상진 용접의 비드 형상이 열화된다. 한편, 1.2질량%를 초과하면, 저융점 원소이기 때문에 내고온균열성의 열화를 초래한다. 또한, 입계 페라이트 석출이 촉진되어, 인성의 열화가 일어난다. 따라서, 금속 Si의 Si 환산량과 Si 산화물의 Si 환산량의 합계량은 0.3∼1.2질량%로 한다. 보다 바람직하게는 0.8질량% 이상이다. 한편, 후기하는 바와 같이, 금속 Si의 Si 환산량은 0.2질량% 이상이기 때문에, 금속 Si의 Si 환산량이 0.3∼1.2질량%이면, Si 산화물의 Si 환산량은 0질량%이어도 좋다.

한편, 금속 Si 및 Si 산화물 둘 다 입향 상진성를 향상시키지만, 작용의 역할이 상이하다. 즉, 금속 Si는 용접 중에 용접 금속 점도를 높여, 용접 금속을 처지기 어렵게 한다. 산화물은 슬래그로 용접 금속을 덮어, 용접 금속의 처짐을 방지하는 효과가 있다.

<금속 Si의 Si 환산량: 0.2질량% 이상>

상기와 같이, Si는 용접 금속의 점성을 향상시켜, 입향 상진 용접 작업성을 향상시킨다. 와이어 전체 질량당 금속 Si의 Si 환산량이 0.2질량% 미만이면, 용접 금속의 점성이 저하되어, 입향 상진 용접의 비드 형상이 열화된다. 따라서, 금속 Si의 Si 환산량은 0.2질량% 이상으로 한다. 보다 바람직하게는 0.4질량% 이상이다. 한편, 바람직한 상한치는 1.2질량%이다.

<Mn: 1.0∼3.0질량%>

Mn은 담금질성 원소이고, 인성을 향상시키는 효과가 있다. 와이어 전체 질량당 Mn 함유량이 1.0질량% 미만이면, 용접 금속의 담금질이 부족해져, 충분한 기계적 성질의 확보가 곤란해진다. 한편, 3.0질량%를 초과하면, 용접부의 강도가 과다해지고, 인성이 부족해진다. 따라서, Mn 함유량은 1.0∼3.0질량%로 한다.

한편, Mn원으로서는, Mn 금속 분말, Fe-Mn, Fe-Se-Si-Mn 등의 금속 분말, 합금 분말로 투입하지만, 이들 외에 Mn 산화물을 가해도 좋다.

<금속 Al의 Al 환산량과 Mg의 합계: 0.1∼1.0질량%>

금속 Al 및 Mg는 강한 탈산 원소이고, 용접 금속의 산소량을 줄여 인성을 향상시키는 역할이 있다. 와이어 전체 질량당 금속 Al의 Al 환산량과 Mg의 합계량이 0.1질량% 미만이면, 용접 금속의 산소량이 높아, 충분한 기계적 성질의 확보가 곤란해진다. 한편, 1.0질량%를 초과하면, 아크 불안정에 의한 스패터의 증가가 일어나, 용접 작업성이 열화된다. 따라서, 금속 Al의 Al 환산량과 Mg의 합계는 0.1∼1.0질량%로 한다. 한편, 금속 Al의 Al 환산량 및 Mg 함유량은 어느 한쪽이 0질량%이어도 좋다.

한편, Mg원으로서는, 금속 Mg, Al-Mg, Fe-Si-Mg 등의 금속 분말, 합금 분말 등으로 투입하지만, 이들 외에 Mg 산화물을 가해도 좋다.

Na 및 K는 용접 중에 아크의 용적 이행을 안정화시키는 역할이 있다. 와이어 전체 질량당 Na 환산량과 K 환산량의 합계량이 0.05질량% 미만이면, 용접 중에 아크의 용적 이행이 불안정하고, 스패터 발생량이 증가한다. 한편, 1.50질량%를 초과하면, 내흡습성이 열화된다. 따라서, Na 화합물 중의 Na 환산량과 K 화합물 중의 K 환산량의 합계량은 0.05∼1.50질량%로 한다. 한편, Na 화합물 중의 Na 환산량 및 K 화합물 중의 K 환산량은 어느 한쪽이 0질량%이어도 좋다.

<F: 0.02∼0.85질량%>

F는 플럭스 중에 불소 화합물로서 존재한다. F는 용접 분위기 하의 수소 분압을 감소시켜, 용접 금속 중의 확산성 수소량을 낮춘다. 와이어 전체 질량당 F 함유량이 0.02질량% 미만이면, 확산성 수소량이 증가하여, 용접부에 저온 균열이 발생한다. 한편, 0.85질량%를 초과하면, 흄 발생량이 증가하여, 용접 작업성이 열화된다. 따라서, F 함유량은 0.02∼0.85질량%로 한다.

<플럭스 충전율: 10∼25질량%>

와이어 전체 질량당 플럭스 충전율이 10질량% 미만이면, 아크의 안정성이 나빠짐과 더불어 스패터 발생량이 증가하여, 용접 작업성이 열화된다. 한편, 25질량%를 초과하면, 와이어의 단선이 발생하거나, 플럭스 충전 중에 분말이 넘쳐 떨어지거나 하는 등, 생산성이 현저히 열화된다. 따라서, 플럭스 충전율은 10∼25질량%로 한다.

<잔부: Fe 및 불가피적 불순물>

플럭스 코어드 와이어 전체로서의 잔부는 Fe 및 불가피적 불순물이다. 그리고, 상기한 와이어 성분 외에, 와이어 성분으로서 플럭스 중에 Ca, Li 등을 탈산 등의 미세 조정제로서, 또한 Cu, Co 및 N을 용접 금속의 추가적인 경화제로서 소량 함유시킬 수도 있다. 이들 원소는 본 발명의 목적에는 영향을 미치지 않는다. 또한, 플럭스 중에는 상기 원소 이외의 알칼리 금속 화합물을 미량으로 포함한다.

또한, 불가피적 불순물로서, 예를 들면 B, Ni, Mo, Cr, Nb, V 등을 각각 B: 0.0003질량% 미만, Ni: 0.1질량% 미만, Mo: 0.01질량% 미만, Cr: 0.30질량% 미만, Nb: 0.10질량% 미만, V: 0.10질량% 미만 함유해도 좋다. 단, 이들 성분 및 수치에 한정되는 것은 아니다.

[산화타이타늄 원료]

<TiO₂: 58.0∼99.0질량%>

TiO₂는 용접 금속을 지탱하는 중요한 역할을 맡고 있다. 입향 상진 용접에 있어서, 산화타이타늄 원료 전체 질량당 TiO₂ 함유량이 58.0질량% 미만이면, 슬래그량이 불충분하고, 비드 형상은 처진 형상이 된다. 한편, 99.0질량%를 초과하면, 융점이 지나치게 높아 슬래그가 일찍 굳어지고, 용접 시의 풀(pool) 크기가 작아진다. 그 때문에, 입향 상진 용접에서의 위빙을 행할 때에 일정한 용융 풀 형상을 유지하는 것이 곤란해져, 비드 형상이 가지런하지 않게 된다. 따라서, TiO₂ 함유량은 58.0∼99.0질량%로 한다. 한편, 일반적으로 산화타이타늄 원료로서 TiO₂ 함유량이 높으면 융점이 높아지기 때문에 입향 용접용으로 적합하고, TiO₂ 함유량이 낮으면 필릿 용접용으로 적합하다.

<Si: 2.5질량% 이하, Al: 3.0질량% 이하, Mn: 5.0질량% 이하>

Si, Al, Mn의 산화물(단일 산화물 또는 복합 산화물)이나 탄산염은 슬래그의 점성을 조정하기 위해 첨가한다. 그러나, Si, Al, Mn원의 산화물이나 탄산염은 일반적으로는 산화타이타늄원을 사용하는 것이 아니라 별도의 원료(예를 들면 규사, 알루미나, 탄산망간, 이산화망간 등)에 의해 플럭스 중에 첨가한다. 산화타이타늄원 중에서의 산화타이타늄 원료 전체 질량당 Si, Al, Mn 함유량이 많아지면, 기계 성능 및 슬래그의 점성에 영향을 미친다. 따라서, Si 함유량은 2.5질량% 이하, Al 함유량은 3.0질량% 이하, Mn 함유량은 5.0질량% 이하로 한다. 한편, 각각 0질량%이어도 좋지만, 후기하는 바와 같이, 산화타이타늄 원료의 입자 표면에서의 Al 및 Si의 원자 백분율이 「1 ≤ Al+Si ≤ 10」을 만족할 필요가 있기 때문에, Al 및 Si 중 어느 1종 이상의 함유는 필수적이다.

<Fe: 35.0질량% 이하>

산화물이나 탄산염에 포함되는 Fe의 함유량이 증가하면 융점이 저하되기 때문에, 용융 금속은 처지기 쉬워진다. 이 때문에, 일반적으로 필릿 용접용 재료에서는 Fe 함유량은 높고, 입향 상진 용접 재료에서는 Fe 함유량은 낮은 편이 바람직하다. 산화타이타늄원으로서, 또는 필릿 용접용 및 입향 용접용의 양 용접용의 원료로서 사용하기 위해서는, 산화타이타늄 원료 전체 질량당 Fe 함유량은 35.0질량% 이하로 하는 것이 필요하다. 한편, 0질량%이어도 좋다.

<Mg: 5.0질량% 이하, Ca: 2.0질량% 이하>

산화타이타늄 원료는 천연 원료(루틸, 일루미나이트, 루콕신)로부터 제조하기 때문에, 본 발명의 산화타이타늄 원료에도 필연적으로 Mg 및 Ca(산화물, 탄산염을 포함함) 등의 불순물이 포함되어 버린다. 그러나, Mg 및 Ca가 많으면 스패터가 증가하기 때문에, 산화타이타늄 원료 전체 질량당 Mg 함유량은 5.0질량% 이하, Ca 함유량은 2.0질량% 이하로 하는 것이 필요하다. 한편, 각각 0질량%이어도 좋다.

그 밖에, 산화타이타늄 원료의 성분에 있어서, 예를 들면 불가피적 불순물로서 C, Nb, V 등을 각각 C: 0.30질량% 이하, Nb: 0.30질량% 이하, V: 0.30질량% 이하 함유해도 좋다. 단, 이들 성분 및 수치로 한정되는 것은 아니다.

<산화타이타늄 원료의 입자 표면에 Ti, Fe, Mn, Al 및 Si 중 어느 1종 이상으로 이루어지는 산화물이 존재>

이 산화물은 Al 및 Si의 원자 백분율이 「1 ≤ Al+Si ≤ 10」을 만족한다. 보다 바람직하게는 Al 및 Si의 원자 백분율이 「1.5 ≤ Al+Si ≤ 6」이다. 즉, Al, Si의 산화물이 존재하는 것이 필수적이다. 더 바람직하게는, Ti, Fe, Mn 및 O의 원자 백분율이 「1 < Ti/Fe+Mn ≤ 100」 또는 「O/(Fe+Mn) ≤ 100」이다.

한편, 이들 규정은, 후기하는 바와 같이, 예를 들면 이하의 방법으로 조정할 수 있다. 즉, 산화타이타늄 원료를 제조한 후, Fe, Mn, Al, Si, Mg, Ca의 산화물 및 탄산염 등을 첨가하고, 산화타이타늄 원료의 표면이 약간 용융될 정도로 소성(소결)시킨다. 소성 온도는 산화타이타늄 원료 중의 산소량 및 소성 방법에도 의존하지만, 약 800∼1300℃ 정도로 하고, 회전로(rotary kiln) 또는 배치로(batch kiln) 등에서 첨가 원료와 함께 소결시킨다.

산화타이타늄 원료 입자의 표면 상태는 소정의 분석 방법에 따른 표면 분석 결과로부터 산출한 하기 수학식 1∼3을 만족시킬 필요가 있다. 즉, EDX(Energy Dispersive X-ray spectroscopy)에 있어서, 알루미늄대에 카본 테이프(C 테이프)를 붙인 데다가 원료(약 3g)를 설치하고, 고배율(약 2000배)에서의 원료 표면이 비교적 평탄하고 이물질이 존재하고 있지 않은(부착되어 있지 않은) 범위(10μm×10μm의 직사각형 영역)를 갖는 5 입자를 무작위로 선택하여, 각 입자당 1 시야의 원자량비를 측정한다. 그 5점의 측정 결과에 대하여, 이하에 나타내는 수학식 1∼3의 값을 구하고, 수학식의 값의 평균값을 구한다. 이 측정 방법에 의해, 본 발명의 산화타이타늄 원료의 평가가 가능하다.

수학식 1: (x = Al+Si)

수학식 2: (y = Ti/(Fe+Mn))

수학식 3: (z = O/(Fe+Mn))

수학식 1에 있어서, x는 1∼10이다. TiO₂량에 대한 Al, Si의 양은 산화타이타늄 원료의 융점에 영향을 미친다. 수학식 1의 값 x가 1과 10 사이이면, 특별히 비드 형상에 차이는 보이지 않지만, x가 10을 초과하면, 산화타이타늄 원료의 융점이 저하되어, 입향 상진 용접 시에 볼록 비드가 된다. 한편, x가 1보다 낮으면, 산화타이타늄 원료의 융점이 지나치게 높기 때문에, 비드 형상이 가지런하지 않게 된다. 이 때문에, x는 1∼10으로 하지만, x가 1.5∼6이면 특히 비드의 친화성이 양호해진다.

수학식 2에 있어서, y는 1보다도 크고 100 이하인 것이 바람직하다. TiO₂량에 대한 Fe, Mn량은 산화타이타늄 원료의 융점에 영향을 미친다. y의 값이 1 이하이면, Ti량이 낮고, 융점이 낮은 Fe, Mn량이 증가하기 때문에, 산화타이타늄 원료의 융점이 낮아져, 용접 금속이 처지기 쉽고, 볼록 비드가 된다. y가 100을 초과하면, 산화타이타늄 원료의 융점이 높아져, 슬래그가 일찍 굳어진다. 그 때문에, 용융 풀 형상을 제어하는 것이 어려워져, 비드 형상이 뒤떨어지는 결과가 된다. 이 때문에, y는 1보다도 크고 100 이하로 하는 것이 바람직하다.

수학식 3의 값 z는 100 이하인 것이 바람직하다. z가 100을 초과하면, 용접 금속 중의 산소량이 과잉으로 되고, 점성이 저하되기 때문에, 입향 상진 용접에서 비드가 처지기 쉬워, 볼록 비드가 된다. 이 때문에, z는 100 이하로 하는 것이 바람직하다.

《제 2 실시형태》

제 2 실시형태는 저온 인성에 대응하는 FCW에 관한 것이다. 제 2 실시형태에서는, 제 1 실시형태의 플럭스 코어드 와이어에 있어서, -40℃에서의 저온 인성을 양호하게 하기 위해, 소정량의 B 및 Ni를 가하고, Cr, Nb 및 V의 함유량을 소정량으로 억제한 것이다.

<B: 0.0003∼0.0130질량%>

B는 γ 입계에 편석되고, 초석 페라이트의 생성을 억제하는 효과가 있어, 용접 금속의 인성 개선에 유효하다. 와이어 전체 질량당 B 함유량이 0.0003질량% 미만이면, 대부분의 B가 BN으로서 질화물에 고정화되고, 초석 페라이트의 생성을 억제하는 효과가 없어, 인성의 향상을 확인할 수 없다. 한편, 0.0130질량%를 초과하면, 용접 금속의 강도가 현저히 증가하고, 인성이 저하된다. 따라서, B 함유량은 0.0003∼0.0130질량%로 한다.

<Ni: 0.1∼1.0질량%>

Ni는 저온 인성을 안정화하는 효과가 있다. 와이어 전체 질량당 Ni 함유량이 0.1질량% 미만이면, 저온 인성의 향상을 확인할 수 없다. 한편, 1.0질량%를 초과하면, 용접 금속의 강도가 현저히 증가하고, 인성이 저하된다. 따라서, Ni 함유량은 0.1∼1.0질량%로 한다.

<Cr: 0.20질량% 이하>

Cr은 강도를 향상시키는 효과가 있다. 단, 와이어 전체 질량당 Cr 함유량이 0.20질량%를 초과하면, 용접 금속의 강도가 현저히 증가하고, 인성이 저하된다. 따라서, Cr 함유량은 0.20질량% 이하로 한다. 한편, 0질량%이어도 좋다.

<Nb: 0.05질량% 이하, V: 0.05질량% 이하>

Nb 및 V는 결정립계에 편석됨으로써 인성을 열화시킨다. 인성 열화를 방지하기 위해서는, 와이어 전체 질량당 Nb 및 V 함유량이 각각 0.05질량% 이하인 것이 필요하다. 한편, 각각 0질량%이어도 좋다.

《제 3 실시형태》

제 3 실시형태는 극저온의 인성에 대응하는 FCW에 관한 것이다. 제 3 실시형태에서는, 제 1 실시형태의 플럭스 코어드 와이어에 있어서, 소정량의 B 및 Ni를 가하고, Cr, Nb 및 V의 함유량을 소정량으로 억제하고, 추가로 소정량의 금속 Ti를 첨가함으로써, -60℃의 극저온에서도 인성을 확보할 수 있도록 한 것이다. 그 밖에 소정량의 Mo를 함유해도 좋다.

<금속 Ti의 Ti 환산량: 0.05∼0.40질량%>

금속 Ti란, 「순금속 Ti」 및 「합금 Ti」 중의 1종 이상을 의미한다.

Ti는 결정립을 미세화함과 더불어 탈산 효과를 갖고, 인성을 향상시키는 효과가 있다. 와이어 전체 질량당 금속 Ti의 Ti 환산량이 0.05질량% 미만이면, 그 효과를 확인할 수 없다. 한편, 0.40질량%를 초과하면, TiC 등의 Ti 화합물이 다량으로 석출되어 강도가 현저히 상승하고, 인성이 저하된다. 따라서, 금속 Ti의 Ti 환산량은 0.05∼0.40질량%로 한다.

<B: 0.0003∼0.0150질량%>

B는 γ 입계에 편석되고, 초석 페라이트의 생성을 억제하는 효과가 있어, 용접 금속의 인성 개선에 유효하다. 와이어 전체 질량당 B 함유량이 0.0003질량% 미만이면, 대부분의 B가 BN으로서 질화물에 고정화되고, 초석 페라이트의 생성을 억제하는 효과가 없어, 인성의 향상을 확인할 수 없다. 한편, 0.0150질량%를 초과하면, 용접 금속의 강도가 현저히 증가하고, 인성이 저하된다. 따라서, B 함유량은 0.0003∼0.0150질량%로 한다.

<Ni: 0.3∼3.0질량%>

Ni는 입자 내의 매트릭스를 강화하는 작용을 갖고 용접 금속의 저온 인성을 향상시킨다. 와이어 전체 질량당 Ni 함유량이 0.3질량% 미만이면, 저온 인성의 향상을 확인할 수 없다. 한편, 3.0질량%를 초과하면, 용접 금속의 강도가 현저히 증가하고, 인성이 저하된다. 따라서, Ni 함유량은 0.3∼3.0질량%로 한다.

<Cr: 0.20질량% 이하>

<Nb: 0.05질량% 이하, V: 0.05질량% 이하>

<Mo: 0.01∼0.50질량%>

Mo는 용접 금속의 조직을 미세화하여, 강도를 향상시킨다. 와이어 전체 질량당 Mo 함유량이 0.01질량% 미만이면, 그 효과를 확인할 수 없다. 한편, 0.50질량%를 초과하면, 강도가 현저히 증가하고, 인성이 저하된다. 따라서, Mo 함유량은 0.01∼0.50질량%로 한다.

《제 4 실시형태》

제 4 실시형태는 고강도의 FCW에 관한 것이다. 제 4 실시형태에서는, 제 1 실시형태의 플럭스 코어드 와이어에 있어서, 강도를 향상시키기 위해, 소정량의 Ni 및 Mo를 가하고, Nb 및 V의 함유량을 소정량으로 억제한 것이다. 그 밖에 소정량의 Cr 및 금속 Ti를 함유해도 좋다.

<Ni: 0.3∼3.0질량%>

Ni는 입자 내의 매트릭스를 강화하는 작용을 갖고, 용접 금속의 강도 및 저온 인성을 향상시킨다. 와이어 전체 질량당 Ni 함유량이 0.3질량% 미만이면, 그 효과를 확인할 수 없다. 한편, 3.0질량%를 초과하면, 강도가 현저히 증가하고, 인성이 저하된다. 또한, 용접부에 저온 균열이 발생하는 경우가 있다. 따라서, Ni 함유량은 0.3∼3.0질량%로 한다.

<Mo: 0.01∼0.50질량%>

Mo는 용접 금속의 조직을 미세화하여, 강도를 향상시킨다. 와이어 전체 질량당 Mo 함유량이 0.01질량% 미만이면, 강도의 향상을 확인할 수 없다. 한편, 0.50질량%를 초과하면, 강도가 현저히 증가하고, 인성이 저하된다. 또한, 용접부에 저온 균열이 발생하는 경우가 있다. 따라서, Mo 함유량은 0.01∼0.50질량%로 한다.

<Nb: 0.05질량% 이하, V: 0.05질량% 이하>

<Cr: 0.20질량% 이하>

Cr은 강도를 향상시키는 효과가 있다. 단, 와이어 전체 질량당 Cr 함유량이 0.20질량%를 초과하면, 용접 금속의 강도가 현저히 증가하고, 인성이 저하된다. 또한, 용접부에 저온 균열이 발생하는 경우가 있다. 따라서, Cr 함유량은 0.20질량% 이하로 한다.

<금속 Ti의 Ti 환산량: 0.05∼0.40질량%>

Ti는 결정립을 미세화함과 더불어 탈산 효과를 갖고, 인성을 향상시키는 효과가 있다. 와이어 전체 질량당 금속 Ti의 Ti 환산량이 0.05질량% 미만이면, 그 효과를 확인할 수 없다. 한편, 0.40질량%를 초과하면, TiC 등의 Ti 화합물이 다량으로 석출되어 강도가 현저히 상승하고, 인성이 저하된다. 또한, 용접부에 저온 균열이 발생하는 경우가 있다. 따라서, 금속 Ti의 Ti 환산량은 0.05∼0.40질량%로 한다.

다음으로, 산화타이타늄 원료의 제조 방법 및 플럭스 코어드 와이어의 제조 방법에 대하여 설명한다.

《산화타이타늄 원료의 제조 방법》

산화타이타늄 원료의 제조 방법에는 주로 소성법과 용융법의 2개가 있다. 소성법을 이용하면 Fe량은 높고, 용융법을 이용하면 Fe량이 낮아진다. 제조 방법과 타이타늄 원료를 가려 쓰는 것에 의해, 필릿 용접용(Fe 함유량이 높은 편이 바람직함) 및 입향 용접용(Fe 함유량이 낮은 편이 바람직함)의 원료를 가려 써서 제조할 수 있다.

우선, 소성법에 대하여 설명한다. 원료는, Ti원으로서 천연 루틸, 루콕신 및 일루미나이트를 사용할 수 있다. 각 원료의 Ti 함유량은 루틸, 루콕신 및 일루미나이트의 순서로 낮으며, 목표로 하는 산화타이타늄 원료의 물성에 따라 가려 쓰고, 혼합하여 사용할 수 있다. 일반적으로, 입향 용접에는 Ti 함유량이 높고, 필릿 용접에는 Ti 함유량이 낮은 원료를 사용하는 것이 바람직하다. 적용 시에는, 보다 잡물이 적은 원료를 사용하기 위해, 산화타이타늄 원료의 농축 및 불순물의 저감을 목적으로 한 비중·자력·부유 선광을 행한다. Si, Al, Fs, Mn, Mg, Ca원은 Si, Al, Fe, Mn, Mg, Ca의 산화물(복합 산화물을 포함함) 및 탄산염 등을 사용(첨가)할 수 있다. 여기서, 단일 산화물 및 탄산염과 비교하여 복합 산화물은 저융점이기 때문에, 표면 반응에 유리하여, 보다 저온에서 반응시키는 것이 가능하다.

소성 방법은, 소성로로서 회전로 또는 배치로 등을 들 수 있지만, 산화 Ti원과 다른 산화물 또는 탄산염의 유효한 반응을 고려하면, 원료끼리 균일하게 접촉하는 회전로가 바람직하다. 또한, 배치로에서는, 소성 온도가 1200℃ 이상으로 되면, 저융점이 된 혼합 원료 전체 및 일부가 소결·고화될 가능성이 높다. 그 때문에, 소결·고화된 산화타이타늄 원료의 조쇄(粗碎)→분쇄→체질 등의 여분의 작업이 생기기 때문에, 비용이 상승한다. 소성 분위기에 대해서는, 소성 온도가 높으면, 대기 분위기에서는 타이타늄의 질화물인 질화타이타늄(융점 3000℃)이 생성될 것으로 생각된다. 그 때문에, 소성 분위기는 C0 분위기인 것이 장려되지만, 소성 원료에 C원을 첨가하는 것에 의해 CO 가스가 용이하게 발생한다. 한편, Ti원으로서 일루미나이트를 사용하는 경우는, 일루미나이트의 겉보기상 융점을 높이기 위해, C원을 많이 첨가하여, 일루미나이트 입자 표면의 일루미나이트를 구성하는 산화 Fe분을 환원시킨다. 즉, 일루미나이트 입자 표면의 조성을 일루미나이트로부터 천연 루틸의 방향으로 이동시켜, 일루미나이트 입자 표면의 융점을 상승시킨다. 이때, 일루미나이트 입자의 중심부까지 환원시킬 필요는 없다.

다음으로, 용융법에 대하여 설명한다. 원료는, Ti원으로서 저비용인 천연 일루미나이트를 사용할 수 있다. 또한, 루틸 또는 루콕신도 사용할 수 있다. 적용 시에는, 보다 잡물이 적은 원료를 사용하기 위해, 산화타이타늄 원료의 농축 및 불순물의 저감을 목적으로 한 비중·자력·부유 선광을 행한다. Si, Al, Fe, Mn, Mg, Ca원은 Si, Al, Fe, Mn, Mg, Ca의 산화물(복합 산화물을 포함함) 및 탄산염 등을 사용(첨가)할 수 있다. 여기서, 단일 산화물 또는 탄산염과 비교하여 복합 산화물은 저융점이기 때문에, 표면 반응에 유리하여, 보다 저온에서 반응시키는 것이 가능하다.

용융 방법은, 일루미나이트 및 다른 원료(산화물, 탄산염), 및 탈산제(C원)를 혼합하여(펠릿 형상으로 성형하는 것도 가능), 아크로 또는 고주파로에서 1800∼2000℃로 가열하는 것에 의해 행할 수 있다. 이에 의해, 일루미나이트 중의 산화 Fe가 환원되어 용융 상태로 된다. Fe는 융점이 낮기 때문에, 노의 하부에 모이고, 노의 상부에는 Ti와 Si, Al, Mn, Fe, Mg, Ca와 그 밖의 불순물로 이루어지는 산화물이 생성된다. 한편, 아크로 및 고주파로 외에 전기로를 이용할 수도 있다.

이렇게 하여 얻어진 산화물을 조쇄→분쇄→입도 조정하여 용제 원료로 한다. 여기서, 요구하는 용접 재료의 특성(비드 형상)과, 입향 상진 용접용인지 필릿 용접용인지에 따라, 융점이 낮은 Fe부(하부)와 융점이 높은 산화물부(상부)를 혼합하여 사용하거나, 중간층(융점이 상부와 하부 사이)을 사용하면 좋다.

또한, 소성법 및 용융법의 경우, 탈산제 중의 C 및 S가 산화타이타늄 원료 중에 잔류하는 경우가 있다. 이들 불순물은 용접 재료의 품질에 악영향을 미치기 때문에, 불순물의 종류에 따라 상이한 후처리(산 세척 또는 소성 처리 등)를 행할 필요가 있다.

또한, 용융법에서는, 산화물 중의 대기 중 Ti의 가수(산화도)가 안정적이지 않기 때문에, Ti의 가수를 가장 안정적인 4가(TiO₂의 결정 구조)로 하도록 대기 중(용융 중에는 CO 환원 분위기)에서 소성하는 경우도 있다.

상기 설명한 소성법 및 용융법을 사용하여 산화타이타늄 원료를 제조한 후, 표면에 존재하는 Fe, Mn, Al, Si, Mg, Ca량 등의 미량 원소를 조정할 필요가 있으면, Fe, Mn, Al, Si, Mg, Ca의 산화물 및 탄산염 등을 첨가하고, 산화타이타늄 원료의 표면이 약간 용융될 정도로 소성(소결)시켜도 좋다. 소성 온도는 산화타이타늄 원료 중의 산소량 및 소성 방법에도 의존하지만, 약 800∼1300℃ 정도로 하고, 회전로 또는 배치로 등에서 첨가 원료와 함께 소결시킨다. Fe, Mn, Al, Si, Mg, Ca는 산화되기 쉽기 때문에, 금속으로서 첨가해도 좋다.

《플럭스 코어드 와이어의 제조 방법》

플럭스 코어드 와이어의 제조 방법의 일례로서는, 우선 강대(鋼帶)를 길이 방향으로 보내면서 성형 롤에 의해 오픈 관으로 성형한다. 다음으로, 소정의 화학 조성이 되도록 플럭스 중에 산화타이타늄 원료 및 금속 또는 합금과, Fe 분말 등을 소요량 첨가한 후, 단면을 원형으로 가공한다. 그 후, 냉간 인발 가공에 의해 예를 들어 1.0∼1.6mm의 와이어 직경으로 한다. 한편, 냉간 가공 도중에 가공 경화된 와이어의 연화를 목적으로 소둔을 실시해도 좋다.

이상 설명한 바와 같이, 본 발명은 산화물의 조성을 최적화한 산화타이타늄 원료를 이용함으로써, 양호한 고전류 용접에서의 입향 상진 용접성을 갖는 플럭스 코어드 와이어를 가능하게 한다. 그리고, 그 산화타이타늄 원료는 입자 표면의 Ti, Fe, Mn, Al, Si, O의 존재 형태가 조절되어 있어, 적정한 슬래그 및 용융 금속의 융점과 점성 및 산소량을 양립시켜, 양호한 비드 형상의 확보가 가능해진다.

또한, 고전류 용접에 의한 맞대기 용접의 기계적 성질 확보를 위해, B 및 Ni를 첨가하고, Cr, Nb 및 V를 저감함으로써, 대입열 시공에 의한 인성의 안정화를 달성하는 플럭스 코어드 와이어를 가능하게 한다. 또한, 추가로 Ti를 첨가함으로써, 극저온에서도 인성 확보를 달성하는 플럭스 코어드 와이어를 가능하게 한다. 또한, Mo 등을 첨가함으로써, 강도 확보를 달성하는 플럭스 코어드 와이어를 가능하게 한다.

실시예

이하, 본 발명의 효과를 설명하기 위해, 본 발명의 범위에 드는 실시예와 본 발명의 범위로부터 벗어나는 비교예를 비교하여 설명한다.

한편, 본 실시예에 있어서, 표 1 및 2는 산화타이타늄 원료에 대한 것이고, 표 3은 그의 결과, 표 4는 이용한 플럭스 와이어의 조성이다. 표 1에 있어서, 표 2의 비교예에 해당하는 No. 13∼16은 「비교예」로 기재하고 있다. 여기서, 산화타이타늄 원료에는 일반적으로 Si, Al, Mn, Fe, Mg, Ca 등의 불순물이 포함되고, 표 1에 있어서 TiO₂, 및 Si, Al, Mn, Fe, Mg 및 Ca의 성분 범위도 일반적인 범위 내이다. 따라서, 이들의 상하한 및 상하한을 벗어나는 비교예는 마련하고 있지 않다.

또한, 표 5∼21은 플럭스 코어드 와이어에 대한 것이고, 예를 들면 표 5는 제 1 실시형태, 표 6은 제 2 실시형태, 표 7은 제 3 실시형태, 표 8은 제 4 실시형태에 대응하는 것이다. 그리고, 예를 들면 표 5∼8의 No. 1-1∼1-26은 표 1 및 2의 No. 1의 산화타이타늄 원료를 사용한 것이다(상세는 후술한다).

우선, 공시재인 산화타이타늄 원료의 제조 방법에 대하여 설명한다. 상기와 같이, 산화타이타늄 원료의 제조 방법에는 주로 소성법과 용융법의 2개가 있으며, 소성법을 이용하면 Fe량은 높고, 용융법을 이용하면 Fe량이 낮아진다. 제조 방법과 타이타늄 원료를 가려 쓰는 것에 의해, 필릿 용접용(Fe 함유량이 높은 편이 바람직함) 및 입향 용접용(Fe 함유량이 낮은 편이 바람직함)의 원료를 가려 써서 제조했다.

우선, 소성법에 대하여 설명한다. 원료는, Ti원으로서 천연 루틸, 루콕신 및 일루미나이트를 사용했다. 이들을, 목표로 하는 산화타이타늄 원료의 물성에 따라 가려 쓰고, 혼합하여 사용했다. 적용 시에는, 보다 잡물이 적은 원료를 사용하기 위해, 산화타이타늄 원료의 농축 및 불순물의 저감을 목적으로 한 비중·자력·부유 선광을 행했다. Si, Al, Fe, Mn, Mg, Ca원은 Si, Al, Fe, Mn, Mg, Ca의 산화물(복합 산화물을 포함함) 및 탄산염 등을 사용(첨가)했다.

소성 방법은, 소성로로서 회전로를 이용했다. 소성 분위기는 C0 분위기로 했다. 한편, 소성 원료에는 C원을 첨가했다.

다음으로, 용융법에 대하여 설명한다. 원료는, Ti원으로서 저비용인 천연 일루미나이트를 사용했다. 적용 시에는, 보다 잡물이 적은 원료를 사용하기 위해, 산화타이타늄 원료의 농축 및 불순물의 저감을 목적으로 한 비중·자력·부유 선광을 행했다. Si, Al, Fe, Mn, Mg, Ca원은 Si, Al, Fe, Mn, Mg, Ca의 산화물(복합 산화물을 포함함) 및 탄산염 등을 사용(첨가)했다.

용융 방법은, 일루미나이트 및 다른 원료(산화물, 탄산염), 및 탈산제(C원)를 혼합하고, 아크로에서 1800∼2000℃로 가열하여 일루미나이트 중의 산화 Fe를 환원시켜 용융 상태로 했다. Fe는 융점이 낮기 때문에, 노의 하부에 모이고, 노의 상부에는 Ti와 Si, Al, Mn, Fe, Mg, Ca와 그 밖의 불순물로 이루어지는 산화물이 생성되었다.

이렇게 하여 얻어진 산화물을 조쇄→분쇄→입도 조정하여 용제 원료로 했다.

또한, 탈산제 중의 C 및 S 등의 불순물을 제거하기 위해, 후처리로서 산 세척 및 소성 처리를 행했다.

그리고, 산화타이타늄 원료를 제조한 후, 표면에 존재하는 Fe, Mn, Al, Si, Mg, Ca량 등의 미량 원소를 조정하기 위해, Fe, Mn, Al, Si, Mg, Ca의 산화물 및 탄산염 등을 첨가하고, 산화타이타늄 원료의 표면이 약간 용융될 정도로 소성(소결)시켰다. 소성 온도는 800∼1300℃ 정도로 하고, 회전로에서 첨가 원료와 함께 소결시켰다.

표 1에 산화타이타늄 원료 No. 1∼16의 벌크 조성을 나타낸다.

다음으로, 산화타이타늄 원료의 입자 표면의 원자 백분율 분석 방법에 대하여 설명한다. 분석 장치는 이하와 같다.

(1) 제 1 분석 장치

장치: 닛폰전자주식회사제

WD/ED 컴바인 전자 프로브 마이크로 애널라이저(EPMA) JXA-8200 사용

분석 조건: 가속 전압 15kv, 조사 전류 5×10^-10A

(2) 제 2 분석 장치

장치: 주식회사 히타치하이테크필딩사제

EDS 부착 주사형 전자현미경 S-3700N 사용

EDS: 에닥스 재팬주식회사사제 GENESIS400 시리즈

분석 조건: 가속 전압 15kv, 조사 전류 5×10^-12A

한편, 제 1 및 제 2 EDX 장치에 의해 분석을 행했지만, 양자에 있어서 분석 결과는 동등했다.

(3) 정량 분석 방법

정량 분석은 스탠다드리스(standardless) 분석에 의해 행했다. 컴퓨터에 데이터 베이스화되어 있는 표준 시료의 스펙트럼과 측정된 스펙트럼의 상대 강도비를 구하고, 합계가 100%로 되도록 보정 계산했다.

분석 방법은 이하와 같다. EDX에 있어서, 알루미늄대에 C 테이프(닛신 EM 주식회사제 SEM용 도전성 테이프 카본 양면 테이프)를 붙인 데다가 원료(약 100mg)를 설치한 후, 약봉지, 유리판 또는 스테인레스제 마이크로 스푼으로 원료를 C 테이프 상에 잘 접착시켰다. 통전성을 확보하기 위해, Os 증착을 실시하여 고배율(약 2000배)에서의 원료 표면이 비교적 평탄하고 이물질이 존재하고 있지 않거나 부착되어 있지 않은 범위(10μm×10μm의 직사각형 영역)를 갖는 5 입자를 무작위로 선택하여, 각 입자당 1 시야의 원자 백분율(원자%)을 측정했다.

분석 조건: 에너지 풀 스케일: 20KeV(10eV/ch, 2Kch)

유효 시간: 60초

가속 전압: 15.0KV

프로브 전류: 5.0×10^-10A

상기 산화타이타늄 원료의 표면 분석에서 설명한 수학식 1∼3의 x, y 및 z의 계산 방법은 이하와 같다. 전술한 5점(5 입자의 점)의 측정 결과로부터, 이하에 나타내는 수학식 1 내지 3의 값을 구하고, 5점의 x, y 및 z의 평균값을 산출한다.

수학식 2 및 수학식 3의 계산 방법은, 분모 및 분자를 각각 독립적으로 5점의 산술 평균을 취하고, 그 얻어진 평균값으로 나눗셈을 행한다. 분모의 평균값이 제로(5점 모두 제로)인 경우에는, 수학식 2 및 3의 값은 무한대가 된다.

산화타이타늄 원료의 입자 표면의 원자 백분율 분석 결과(즉, EDX 분석 결과)를 표 2에 나타낸다.

그리고, 플럭스 코어드 와이어에 있어서 각 산화타이타늄 원료를 사용한 용접 시험의 평가 결과를 표 3에 나타낸다. 한편, 산화타이타늄 원료를 사용한 용접 시험에서 사용한 플럭스 코어드 와이어는, 표 1∼3에 나타내는 산화타이타늄 원료를 사용하여 제작한 것인데, 산화타이타늄 원료 이외의 성분의 배합량은 하기 표 4에 나타내는 바와 같고, 용접 조건은 하기와 같다. 또한, 플럭스 코어드 와이어의 제조 방법은 후기하는 방법과 마찬가지이다. 또한, 친화성 및 비드 형상의 평가 기준은 도 1에 나타낸다.

(용접 조건)

○ 플럭스 코어드 와이어

용접 전류: 약 220A

용접 전압: 약 26V

용접 전원, 극성: 350A 사양 사이리스터(thyristor) 전원, DCEP

용접 자세: 입향 상진

실드 가스 종류: 100체적% CO₂

실드 유량: 25L/min

종합 평가는, 친화성 및 비드 형상의 모두가 「◎」인 경우에 「◎」, 어느 하나가 「◎」, 다른 쪽이 「○」인 경우에 「○」이다. 또한, 친화성 및 비드 형상의 모두가 「△」인 경우에 종합 평가는 「△」, 어느 하나가 「×」인 경우에 「×」로 했다.

다음으로, 본 실시예에서 이용한 플럭스 코어드 와이어(표 5∼21의 것)의 제조 방법에 대하여 설명한다(표 5∼21).

(와이어 제조 방법)

강대를 길이 방향으로 보내면서 성형 롤에 의해 오픈 관으로 성형했다. 다음으로, 표 5∼21의 화학 조성이 되도록 플럭스 중에 산화타이타늄 원료 및 금속 또는 합금과, Fe 분말 등을 소요량 첨가했다. 다음으로, 단면을 원형으로 가공함으로써 플럭스 코어드 와이어를 제작했다. 그 후, 와이어는 냉간 인발 가공에 의해 1.0∼1.6mm의 와이어 직경으로 했다. 냉간 가공 도중에 가공 경화된 와이어의 연화를 목적으로 소둔을 실시했다.

표 5∼21에 플럭스 코어드 와이어의 성분 조성을 나타낸다. 한편, 표 중, 본 발명의 범위를 만족시키지 않는 것에 대해서는, 수치에 밑줄을 그어 나타낸다. 또한, 「Met.Si」, 「Met.Al」 및 「Met.Ti」는 각각 금속 Si, 금속 Al 및 금속 Ti이고, 「Total Si」는 금속 Si의 Si 환산량과 Si 산화물의 Si 환산량의 합계이다. 한편, 금속 Si, 금속 Al 및 금속 Ti는 각각 Si 환산량, Al 환산량 및 Ti 환산량이다. 또한, 「Si 산화물」은 Si 산화물 중의 Si 환산량이다. 한편, 이들에 대해서는 표 4에서도 마찬가지이다.

여기서, 표 5∼8은 표 1∼3의 시료 No. 1의 산화타이타늄 원료를 사용한 것이다. 이 시료 No. 1은 「Si+Al」이 보다 바람직한 범위이고, 「Ti/Fe+Mn」 및 「0/(Fe+Mn)」이 바람직한 범위를 벗어나는 것이다.

표 9∼12는 표 1∼3의 시료 No. 7의 산화타이타늄 원료를 사용한 것이다. 이 시료 No. 7은 「Si+Al」이 보다 바람직한 범위를 벗어나는 것이다.

표 13∼16은 표 1∼3의 시료 No. 9의 산화타이타늄 원료를 사용한 것이다. 이 시료 No. 9는 「Si+Al」이 보다 바람직한 범위이지만, 「O/(Fe+Mn)」이 바람직한 범위를 벗어나는 것이다.

표 17∼20은 표 1∼3의 시료 No. 10의 산화타이타늄 원료를 사용한 것이다. 이 시료 No. 10은 「Si+Al」이 보다 바람직한 범위를 벗어나고, 「O/(Fe+Mn)」이 바람직한 범위를 벗어나는 것이며, 게다가 TiO₂의 함유량이 낮은 것이다.

표 21은 표 1∼3의 시료 No. 14의 산화타이타늄 원료를 사용한 것이다. 이 시료 No. 14는 「Si+Al」이 범위를 벗어나고, 「Ti/Fe+Mn」 및 「O/(Fe+Mn」이 바람직한 범위를 벗어나는 것이다.

또한, 표 5∼21은 각각 제 1 실시형태(연강 FCW에 관한 것임), 제 2 실시형태(저온 인성에 관한 것임), 제 3 실시형태(극저온 인성에 관한 것임) 및 제 4 실시형태(HT에 관한 것임)의 플럭스 코어드 와이어에 대응하고 있다.

이렇게 하여 제조한 플럭스 코어드 와이어에 대하여 이하의 시험을 행했다. 한편, 각 시험에 있어서, 제 1 실시형태(연강 FCW에 관한 것임), 제 2 실시형태(저온 인성에 관한 것임), 제 3 실시형태(극저온 인성에 관한 것임) 및 제 4 실시형태(HT에 관한 것임)에 대응하도록 조건을 변경했다.

<용접 작업성>

여기서는 비드 형상도 용접 작업성에 포함시켜 평가했다.

(용접 작업성 확인용 시험 모재)

[제 1∼제 3 실시형태에 대응]

JIS G3106에 규정되는 용접 구조 연강재(SM490A)로 이루어지는 판 두께12mm 및 길이 400mm의 시험판을 용접 작업성 확인용의 시험 모재로 했다.

[제 4 실시형태에 대응]

JIS G3218에 규정되는 용접 구조용 고항복점 강재(SHY685)로 이루어지는 판 두께 12mm 및 길이 400mm의 시험판을 용접 작업성 확인용의 시험 모재로 했다.

(용접 조건)

용접 전류: 240A

용접 전압: 26V

용접 전원, 극성: 350A 사양 사이리스터 전원, DCEP

용접 자세: 입향 상진

실드 가스 종류: 100체적% CO₂

실드 유량: 25L/min

<비드 형상>

[제 1∼제 4 실시형태에 대응]

240A에서 입향 상진 필릿 용접한 용접부를 관찰하여, 비드 형상에 대하여 시각적으로 평가했다. 비드 형상이 평활하고 양호한 것을 「○」로 하고, 비드 형상이 볼록한 것을 「×」로 했다. 그리고 비드 형상이 평활하고, 또한 비드 개관이나 비드의 친화성을 포함해서 특히 우수한 것을 「◎」로 했다.

<비드 형상을 제외한 관능 평가>

[제 1∼제 4 실시형태에 대응]

평가 기준은 아크 안정성이 양호한 것, 및 흄 발생량 및 스패터 발생량의 억제성이 양호한 것을 「○」, 그들이 뒤떨어진 것을 「×」로 했다.

<저온 균열>

[제 4 실시형태에 대응]

제 4 실시형태에 대응하는 것에 대해서는, 용착 금속 제작 후의 저온 균열 발생 유무를 평가했다. 평가 기준은 용접 후에 저온 균열이 발생하고 있지 않은 것을 「○」, 발생한 것을 「×」로 했다.

<기계적 성질>

(기계적 성질 확인용 시험 모재)

JIS Z3313 준거에 의한 전(全)용착 금속을 제작하여, 기계적 성질을 조사했다.

[제 1∼제 3 실시형태에 대응]

JIS G3106에 규정되는 용접 구조 연강재(SM490A)로 이루어지는 판 두께 20mm 및 길이 300mm의 시험판을 기계적 성질 확인용의 시험 모재로 했다.

[제 4 실시형태에 대응]

JIS G3218에 규정되는 용접 구조용 고항복점 강재(SHY685)로 이루어지는 판 두께 20mm 및 길이 300mm의 시험판을 기계적 성질 확인용의 시험 모재로 했다.

(용접 조건)

용접 전류: 280A

용접 전압: 30V

용접 전원, 극성: 350A 사양 사이리스터 전원, DCEP

용접 자세: 하향 용접

실드 가스 종류: 100체적% CO₂

실드 유량: 25L/min

패스간 온도: 135∼165℃

입열: 약 1.8kJ/mm

와이어 직경: 1.2mm

와이어 돌출 길이: 25mm

<인장 강도, 충격 성능(충격값)>

[제 1 실시형태에 대응]

JIS Z3313에 준하여 인장 강도 및 -20℃ 흡수 에너지(인성)에 대하여 평가했다.

인장 강도에 관한 평가 기준은 570MPa 이상을 「◎」, 490∼569MPa를 「○」, 489MPa 이하를 「×」로 했다.

충격 성능에 관한 평가 기준은 120J 이상을 「◎」, 47J∼119J을 「○」, 46J 이하를 「×」로 했다.

[제 2 실시형태에 대응]

JIS Z3313에 준하여 인장 강도 및 -40℃ 흡수 에너지(인성)에 대하여 평가했다.

충격 성능에 관한 평가 기준은 80J 이상을 「◎」, 47∼79J을 「○」, 46J 이하를 「×」로 했다.

[제 3 실시형태에 대응]

JIS Z3313에 준하여 인장 강도 및 -60℃ 흡수 에너지(인성)에 대하여 평가했다.

인장 강도에 관한 평가 기준은 540MPa 이상을 「◎」, 490∼539MPa를 「○」, 489MPa 이하를 「×」로 했다.

[제 4 실시형태에 대응]

인장 강도에 관한 평가 기준은 800MPa 이상을 「◎」, 780∼799MPa를 「○」, 779MPa 이하를 「×」로 했다.

이들 제 1∼제 4 실시형태에 대응하는 평가에 있어서, 기계적 성질 평가로서 인장 강도 「◎」 및 충격 성능 「◎」인 경우는 「◎」, 인장 강도 「○」 및 충격 성능 「◎」, 또는 인장 강도 「◎」 및 충격 성능 「○」인 경우는 「○∼◎」, 인장 강도 「○」 및 충격 성능 「○」인 경우는 「○」, 인장 강도와 충격 성능 중 어느 한쪽이 「×」인 경우는 「×」로 했다.

이들의 결과를 표 22∼38에 나타낸다.

표 22∼38에 나타낸 바와 같이, No. 1-1∼1-4, No. 1-9∼1-11, No. 1-15∼1-17, No. 1-21∼1-23, No. 7-1∼7-4, No. 7-9∼7-11, No. 7-15∼7-17, No. 7-21∼7-23, No. 9-1∼9-4, No. 9-9∼9-11, No. 9-15∼9-17, No. 9-21∼9-23, No. 10-1∼10-4, No. 10-9∼10-11, No. 10-15∼10-17, 및 No. 10-21∼10-23은 본 발명의 범위를 만족시키기 때문에, 각 평가에 있어서 양호한 결과가 얻어졌다.

No. 1-5는 산화타이타늄 원료가 부족하기 때문에, 비드 형상이 열화되었다. No. 1-6은 산화타이타늄 원료가 많기 때문에, 비늘 모양의 비드가 발생하여, 비드 형상이 열화되었다. 또한, Mn량이 많기 때문에, 강도가 증가하고, 인성이 저하되었다. No. 1-7은 C량이 많기 때문에, 아크력이 강해져, 비드 형상이 열화되었다. 또한, 「Met.Al+Mg」량이 많기 때문에, 스패터량이 증가했다. No. 1-8은 Met.Si량이 적기 때문에, 비드 형상이 열화되었다. 또한, F량이 많기 때문에, 흄량이 증가하고, 「Na+K」량이 많기 때문에, 내흡습성이 뒤떨어졌다. No. 1-12는 B량이 많이 현저하기 때문에, 강도가 증가하고, 인성이 저하되었다. No. 1-13은 B, Ni의 양이 적기 때문에, 그의 효과를 확인할 수 없고, 인성이 저하되었다. No. 1-14는 Nb량이 많기 때문에, 인성이 저하되었다.

No. 1-18은 Ti량이 많기 때문에, 강도가 현저히 증가하고, 인성이 저하되었다. No. 1-19는 Ni량이 적기 때문에, 그의 효과를 확인할 수 없고, 인성이 저하되었다. No. 1-20은 Nb량이 많기 때문에, 인성이 저하되었다. No. 1-24는 Mo량이 많기 때문에, 강도가 현저히 증가하고, 인성이 저하되었다. 게다가 저온 균열이 생겼다. No. 1-25는 Ni량이 적기 때문에, 그의 효과를 확인할 수 없고, 인성이 저하되었다. No. 1-26은 Nb량이 많기 때문에, 인성이 저하되었다.

No. 7-5는 산화타이타늄 원료가 부족하기 때문에, 비드 형상이 열화되었다. 또한 「Met.Al+Mg」량이 적기 때문에, 인성이 저하되었다. No. 7-6은 산화타이타늄 원료가 많기 때문에, 비늘 모양의 비드가 발생하여, 비드 형상이 열화되었다. 또한, Mn량이 적기 때문에, 강도가 저하되었다. No. 7-7은 C량이 많기 때문에, 아크력이 강해져, 비드 형상이 열화되었다. 또한, 「Met.Al+Mg」량이 많기 때문에, 스패터량이 증가했다. No. 7-8은 C량이 적기 때문에, 강도가 저하되었다. 또한, Total Si량 및 Met.Si량이 부족하기 때문에, 비드 형상이 열화되었다. 또한, Na+K의 양이 적기 때문에, 스패터량이 증가했다. No. 7-12는 Ni량이 많기 때문에, 현저히 강도가 증가하고, 인성이 저하되었다. No. 7-13은 Cr량이 많기 때문에, 현저히 강도가 증가하고, 인성이 저하되었다. No. 7-14는 V량이 많기 때문에, 인성이 저하되었다.

No. 7-18은 B량이 적기 때문에, 그의 효과를 확인할 수 없고, 인성이 저하되었다. No. 7-19는 Ni량이 적기 때문에, 그의 효과를 확인할 수 없고, 인성이 저하되었다. No. 7-20은 Cr량이 많기 때문에, 현저히 강도가 증가하고, 인성이 저하되었다. No. 7-24는 V량이 많기 때문에, 인성이 저하되었다. No. 7-25는 Ni량이 많기 때문에, 현저히 강도가 증가하고, 인성이 저하되었다. No. 7-26은 Mo량이 많기 때문에, 현저히 강도가 증가하고, 인성이 저하되었다. 게다가 저온 균열이 생겼다.

No. 9-5는, 산화타이타늄 원료가 부족하기 때문에, 비드 형상이 열화되었다. 또한, 플럭스율이 10질량% 미만이기 때문에, 아크의 안정성이 나빠지고, 스패터량이 증가했다. No. 9-6은 산화타이타늄 원료가 많기 때문에, 비늘 모양의 비드가 발생하여, 비드 형상이 열화되었다. No. 9-7은 C량이 많기 때문에, 비드 형상이 열화되었다. 또한, F량이 많기 때문에, 흄량이 증가하고, 「Na+K」량이 많기 때문에, 내흡습성이 뒤떨어졌다. No. 9-8은 Total Si량이 부족하기 때문에, 점성이 저하되어, 비드 형상이 열화되었다. 또한, 「Met.Al+Mg」량이 많기 때문에, 스패터량이 증가했다. No. 9-12는 Ni량이 많기 때문에, 현저히 강도가 증가하고, 인성이 저하되었다. No. 9-13은 B량, Cr량이 많기 때문에, 현저히 강도가 증가하고, 인성이 저하되었다. No. 9-14는 V량이 많기 때문에, 인성이 저하되었다.

No. 9-18은 Ti량이 적기 때문에, 그의 효과를 확인할 수 없고, 인성이 저하되었다. No. 9-19는 B량이 많기 때문에, 현저히 강도가 증가하고, 인성이 저하되었다. No. 9-20은 Ni량이 많기 때문에, 현저히 강도가 증가하고, 인성이 저하되었다. No. 9-24는 Ni량이 많기 때문에, 현저히 강도가 증가하고, 인성이 저하되었다. 게다가 저온 균열이 생겼다. No. 9-25는 Mo량이 적기 때문에, 그의 효과를 확인할 수 없고, 강도가 저하되었다. No. 9-26은 Ni량이 적기 때문에, 그의 효과를 확인할 수 없고, 인성이 저하되었다.

No. 10-5는 산화타이타늄 원료가 부족하기 때문에, 비드 형상이 열화되었다. No. 10-6은 Total Si량이 많기 때문에, 인성이 열화되었다. 게다가 고온 균열이 발생했다. No. 10-7은 C량이 많기 때문에, 비드 형상이 열화되었다. 또한, 「Met.Al+Mg」량이 많기 때문에, 스패터량이 증가했다. No. 10-8은 Met.Si량이 부족하기 때문에, 비드 형상이 열화되었다. 또한, F량이 많기 때문에, 흄량이 증가하고, 「Na+K」량이 많기 때문에, 내흡습성이 뒤떨어졌다. No. 10-12는 B, Ni량이 적기 때문에, 그의 효과를 확인할 수 없고, 인성이 저하되었다. No. 10-13은 Ni량이 많기 때문에, 강도가 현저히 증가하고, 인성이 저하되었다. No. 10-14는 Nb량이 많기 때문에, 인성이 저하되었다.

No. 10-18은 B량이 많기 때문에, 현저히 강도가 증가하고, 인성이 저하되었다. No. 10-19는 Ti량이 많기 때문에, 현저히 강도가 증가하고, 인성이 저하되었다. No. 10-20은 V량이 많기 때문에, 인성이 저하되었다. No. 10-24는 Mo량이 적기 때문에, 그의 효과를 확인할 수 없고, 강도가 저하되었다. No. 10-25는 Mo량이 많기 때문에, 강도가 현저히 증가하고, 인성이 저하되었다. 게다가 저온 균열이 생겼다. No. 10-26은 V량이 많기 때문에, 인성이 저하되었다. No. 14-1은 산화타이타늄 원료의 입자 표면에서의 「Si+Al」값이 상한치를 초과하기 때문에, 비드 형상이 열화되었다.

이상, 본 발명에 대하여 실시형태 및 실시예를 나타내어 상세히 설명했지만, 본 발명의 취지는 상기한 내용에 한정되지 않고, 그의 권리범위는 특허청구범위의 기재에 기초하여 넓게 해석해야 한다. 한편, 본 발명의 내용은 상기한 기재에 기초하여 넓게 개변·변경 등을 하는 것이 가능하다는 것은 말할 필요도 없다.

Claims

가스 실드 아크 용접용 플럭스 코어드 와이어로서,
와이어 전체 질량당,
입자상을 이루는 산화타이타늄 원료: 5.0∼9.0질량%,
C: 0.02∼0.11질량%,
금속 Si의 Si 환산량과 Si 산화물의 Si 환산량의 합계: 0.3∼1.2질량%,
금속 Si의 Si 환산량: 0.2질량% 이상,
Mn: 1.0∼3.0질량%,
금속 Al의 Al 환산량과 Mg의 합계: 0.1∼1.0질량%,
Na 화합물 중의 Na 환산량과 K 화합물 중의 K 환산량의 합계: 0.05∼1.50질량%,
F 화합물 중의 F 환산량: 0.02∼0.85질량%를 함유하고,
와이어 전체 질량당 플럭스 충전율이 10∼25질량%이며,
상기 산화타이타늄 원료는, 산화타이타늄 원료 전체 질량당,
TiO₂: 58.0∼99.0질량%,
Si: 2.5질량% 이하,
Al: 3.0질량% 이하,
Mn: 5.0질량% 이하,
Fe: 35.0질량% 이하,
Mg: 5.0질량% 이하,
Ca: 2.0질량% 이하인 조성을 갖고, 또한 상기 산화타이타늄 원료의 입자 표면에 Ti, Fe, Mn, Al 및 Si 중 어느 1종 이상으로 이루어지는 산화물이 존재하고 있고, 이 산화물은 Al 및 Si의 원자 백분율이 1 ≤ Al+Si ≤ 10을 만족하는 것을 특징으로 하는 가스 실드 아크 용접용 플럭스 코어드 와이어.
제 1 항에 있어서,
추가로 와이어 전체 질량당
B: 0.0003∼0.0130질량%,
Ni: 0.1∼1.0질량%를 함유하고,
Cr: 0.20질량% 이하,
Nb: 0.05질량% 이하,
V: 0.05질량% 이하로 억제한 것을 특징으로 하는 가스 실드 아크 용접용 플럭스 코어드 와이어.
제 1 항에 있어서,
추가로 와이어 전체 질량당
금속 Ti의 Ti 환산량: 0.05∼0.40질량%,
B: 0.0003∼0.0150질량%,
Ni: 0.3∼3.0질량%를 함유하고,
Cr: 0.20질량% 이하,
Nb: 0.05질량% 이하,
V: 0.05질량% 이하로 억제한 것을 특징으로 하는 가스 실드 아크 용접용 플럭스 코어드 와이어.
제 1 항에 있어서,
추가로 와이어 전체 질량당
Ni: 0.3∼3.0질량%,
Mo: 0.01∼0.50질량%를 함유하고,
Nb: 0.05질량% 이하,
V: 0.05질량% 이하로 억제한 것을 특징으로 하는 가스 실드 아크 용접용 플럭스 코어드 와이어.