KR20210103548A

KR20210103548A - 용접 구조체

Info

Publication number: KR20210103548A
Application number: KR1020217022915A
Authority: KR
Inventors: 뎃페이 오카와; 다케히로 이노우에; 히로유키 시라하타; 히로시 시마누키
Original assignee: 닛폰세이테츠 가부시키가이샤
Priority date: 2018-12-26
Filing date: 2018-12-26
Publication date: 2021-08-23
Also published as: CN113226614B; CN113226614A; WO2020136776A1; JPWO2020136776A1; JP7173163B2; KR102506231B1

Abstract

접합 부재(11)의 단면(11c)이 피접합 부재(12)의 피접합면(12a)에 맞닿은 상태로, 접합 부재(11)가 피접합 부재(12)에 양측 부분 용입 용접된 T이음부를 갖고, 접합 부재(11)는 제1 표면(11a) 및 제2 표면(11b)을 가지며, 접합 부재(11)의 판두께 t(mm)가 [t≥50.0]을 만족하고, 접합 부재(11)의, 제1 표면(11a)으로부터 2mm의 깊이 위치, 제2 표면(11b)으로부터 2mm의 깊이 위치, 제1 용접부(13a)의 제1 열영향부(15a)의 최정점과 제1 표면(11a)의 거리 h₁(mm)이 2mm 초과인 경우는 제1 표면(11a)으로부터 h₁의 깊이 위치, 및 제2 용접부(13b)의 제2 열영향부(15b)의 최정점과 제2 표면(11b)의 거리 h₂(mm)가 2mm 초과인 경우는 제2 표면(11b)으로부터 h₂의 깊이 위치에 있어서의 금속 조직이, 면적%로, 베이나이트：70~95%, 및 페라이트：5~30%를 함유하고, 또한, 평균 결정입경이 12.0μm 이하인, 용접 구조체(10).

Description

용접 구조체

본 발명은, 컨테이너선 등에 있어서 이용되는 용접 구조체에 관한 것이다.

대량의 화물을 탑재하는 대형 컨테이너선에 있어서는, 어퍼 데크(상갑판)에, 화물의 하역을 행하기 위한 큰 개구부(해치)가 형성되어 있다. 또, 어퍼 데크 상에는, 해수의 유입 방지 등을 위해, 해치를 둘러싸도록 해치 사이드 코밍이 설치되어 있다. 어퍼 데크 및 해치 사이드 코밍은 각각, 복수의 강판을 용접하여 구성되어 있다. 또, 해치 사이드 코밍은, 어퍼 데크 상에 용접되어 있다.

상기와 같은 대형 컨테이너선이 해상을 항행할 때에는, 파랑에 의해, 선체 전체를 구부리는듯한 하중(세로 굽힘 하중)이 선체에 부가된다. 이러한 하중에 대해, 선체의 강도(세로 굽힘 강도)를 충분히 확보하기 위해, 어퍼 데크 및 해치 사이드 코밍에는, 고강도의 후육 강판이 이용되고 있다.

또, 상술한 바와 같이, 해치 사이드 코밍 및 어퍼 데크는 각각, 복수의 강판을 용접한 구성을 갖고 있다. 바꾸어 말하면, 해치 사이드 코밍 및 어퍼 데크에는, 강판끼리를 용접하기 위한 복수의 용접부가 형성되어 있다. 용접부에서 발생한 균열은, 용접부를 따라 전파되기 쉽다. 이 때문에, 예를 들면, 해치 사이드 코밍의 용접부에 있어서 균열이 발생했을 경우, 그 균열이 용접부를 따라 어퍼 데크 측을 향하여 전파되고, 전파된 균열이 어퍼 데크의 용접부로 진전하는 경우가 있다. 따라서, 선체의 강도를 충분히 향상시키기 위해서는, 해치 사이드 코밍 및 어퍼 데크가, 상기와 같은 균열의 진전을 정지시킬 수 있는 특성(취성 균열 전파 정지 특성)을 가질 필요가 있다.

예를 들면, 특허 문헌 1 및 2에는, 취성 균열 전파 정지 특성에 관한 용접 구조체가 개시되어 있다.

일본국 특허공개 2007-326147호 공보 일본국 특허 제5365761호

그런데, 해치 사이드 코밍에서 발생하여, 어퍼 데크 측을 향하여 전파된 균열의 진전을 정지시키기 위해서는, 이들 부재로서, 예를 들면, 취성 균열 전파 정지 특성의 지표인 -10℃에 있어서의 Kca값이 6000N/mm^1.5이상의 후육 강판을 이용할 필요가 있는 것이 알려져 있다.

또, 상술의 예뿐만 아니라, 균열이 어퍼 데크로부터 발생하여 해치 사이드 코밍 측을 향하여 전파될 가능성도 있다. 그리고, 일본 해사협회와 일본 용접협회의 공동 연구에서 실시된 실증 시험 결과에 의하면, 어퍼 데크에서 발생하여, 해치 사이드 코밍 측을 향하여 전파되는 균열의 진전을 정지시키기 위해서는, 8000N/mm^1.5이상이라고 하는 극히 높은 Kca값을 갖는 후육 강판을 이용할 필요가 있다는 것을 알게 되었다.

그러나, 이러한 높은 취성 균열 전파 정지 특성을 갖는 후육 강판을 안정적으로 제조하는 것은, 기술적인 면에서도 비용적인 면에서도 곤란하다는 문제가 있다. 그 때문에, 보다 합리적인 수법에 의해 저비용이면서 뛰어난 취성 균열 전파 정지 특성을 갖는 용접 구조체를 얻을 필요가 있다.

본 발명은, 이러한 문제를 해결하기 위해 이루어진 것이며, 취성 균열 전파 정지 특성이 뛰어난 용접 구조체를 제공하는 것을 목적으로 한다.

본 발명은, 하기의 용접 구조체를 요지로 한다.

(1) 판상의 접합 부재의 단면이 판상의 피접합 부재의 피접합면에 맞닿은 상태로, 상기 접합 부재가 상기 피접합 부재에 양측 부분 용입 용접된 T이음부를 갖는 용접 구조체로서,

상기 접합 부재는, 상기 접합 부재의 판두께 방향에 수직인 제1 표면 및 제2 표면을 갖고,

상기 접합 부재의 판두께 t(mm)가, 하기 (i) 식을 만족하고,

상기 제1 표면 측에 형성된 제1 용접부의 제1 열영향부의 최정점과 상기 제1 표면의 상기 접합 부재의 판두께 방향의 거리를 거리 h₁(mm)로 하고, 상기 제2 표면 측에 형성된 제2 용접부의 제2 열영향부의 최정점과 상기 제2 표면의 상기 접합 부재의 판두께 방향의 거리를 거리 h₂(mm)로 했을 때에,

상기 접합 부재의, 상기 제1 표면으로부터 상기 판두께 방향으로 2mm의 깊이 위치, 상기 제2 표면으로부터 상기 판두께 방향으로 2mm의 깊이 위치, 상기 거리 h₁이 2mm를 초과하는 경우에는, 상기 제1 표면으로부터 상기 판두께 방향으로 h₁(mm)의 깊이 위치, 및 상기 거리 h₂가 2mm를 초과하는 경우에는, 상기 제2 표면으로부터 상기 판두께 방향으로 h₂(mm)의 깊이 위치에 있어서의 금속 조직이,

면적%로, 베이나이트：70~95%, 및 페라이트：5~30%를 함유하고, 또한,

평균 결정입경이 12.0μm 이하인,

용접 구조체.

t≥50.0 … (i)

(2) 상기 (1)에 있어서,

상기 접합 부재의 판두께 t(mm), 상기 거리 h₁(mm) 및 상기 거리 h₂(mm)가, 하기 (ii) 식 및 (iii) 식을 만족하는, 용접 구조체.

h₁≤t/4 … (ii)

h₂≤t/4 … (iii)

(3) 상기 (1) 또는 (2)에 있어서,

상기 제1 표면 및 상기 피접합면에 수직인 단면에 있어서,

상기 제1 용접부에 있어서의, 상기 접합 부재 측의 지단(止端)과 루트를 지나는 선과 상기 피접합면이 이루는 예각 α₁(°), 상기 판두께 방향에 있어서의 이음의 부분 용입 d₁(mm) 및 상기 피접합 부재 측의 지단과 상기 제1 표면의 거리 s₁(mm), 그리고, 상기 제2 용접부에 있어서의, 상기 접합 부재 측의 지단과 루트를 지나는 선과 상기 피접합면이 이루는 예각 α₂(°), 상기 판두께 방향에 있어서의 이음의 부분 용입 d₂(mm) 및 상기 피접합 부재 측의 지단과 상기 제2 표면의 거리 s₂(mm)가, 하기 (iv)~(ix) 식을 만족하는, 용접 구조체.

45.0≤α₁≤70.0 … (iv)

45.0≤α₂≤70.0 … (ｖ)

d₁·sec(α₁)·cos(α₁/2)≥0.35t … (vi)

d₂·sec(α₂)·cos(α₂/2)≥0.35t … (vii)

s₁≥d₁(sec(α₁)-1) … (viii)

s₂≥d₂(sec(α₂)-1) … (ix)

(4) 상기 (1) 내지 (3) 중 어느 한 항에 있어서,

상기 접합 부재의 화학 조성이, 질량%로,

C：0.030~0.100%,

Si：0.01~0.30%,

Mn：1.40~2.50%,

P：0.015% 이하,

S：0.0100% 이하,

Nb：0.005~0.030%,

Ti：0.005~0.030%,

N：0.0005~0.0050%,

Al：0.001~0.080%,

Cu：0.10~0.50%,

Ni：0.15~2.00%,

Cr：0~0.50%,

Mo：0~0.50%,

V：0~0.100%,

B：0~0.0030%,

Ca：0~0.0050%,

Mg：0~0.0050%,

REM：0~0.0050%,

잔부：Fe 및 불순물이며,

하기 (x) 식으로 나타내어지는 Ar₃이 600~740인, 용접 구조체.

Ar₃=940-310×C＋40×Si-90×Mn-40×Cu-60×Ni-15×Cr-80×Mo … (x)

단, 상기 식 중의 원소 기호는 각 원소의 함유량(질량%)을 나타낸다.

(5) 상기 (1) 내지 (4) 중 어느 한 항에 있어서,

상기 접합 부재의 판두께 t(mm)가 하기 (xi) 식을 만족하는, 용접 구조체.

t＞80.0 … (xi)

(6) 상기 (1) 내지 (5) 중 어느 한 항에 있어서,

상기 접합 부재의 항복 응력이 400~580MPa이고, 인장 강도가 510~750MPa인, 용접 구조체.

본 발명에 의하면, 취성 균열 전파 정지 특성이 뛰어난 용접 구조체를 얻을 수 있다.

도 1은, 본 발명의 일 실시형태에 따른 용접 구조체를 나타내는 사시도이다.
도 2는, 본 발명의 다른 실시형태에 따른 용접 구조체를 나타내는 사시도이다.
도 3은, 본 발명의 다른 실시형태에 따른 용접 구조체를 나타내는 사시도이다.
도 4는, 용접 구조체의 단면도이다.
도 5는, 구조 모델 어레스트 시험체의 형상을 설명하기 위한 도면이다.

본 발명자들이 상기의 과제를 해결하기 위해 검토를 행한 결과, 이하의 지견을 얻기에 이르렀다.

상술한 바와 같이, 용접 구조체에 이용되는 부재의 전체 두께에 걸쳐 취성 균열 전파 정지 특성을 향상시키기 위해서는, 예를 들면, Kca값이 8000N/mm^1.5이상의 후육 강판을 이용할 필요가 있다.

그러나, 예를 들면, 어퍼 데크로부터 해치 사이드 코밍 측을 향하여 균열이 전파되는 경우에 있어서, 균열의 돌입 영역이 해치 사이드 코밍에 이용되는 후육 강판의 표층 영역에만 제한되는 구조로 함과 더불어, 후육 강판의 표층 영역의 취성 균열 전파 정지 특성을 향상시킬 수 있으면, 균열의 진전을 정지시키는 것이 가능하게 된다. 그 결과, 용접 구조체 전체에서의 취성 균열 전파 정지 특성을 저비용으로 향상시키는 것이 가능하게 된다.

본 발명은 상기의 지견에 의거하여 이루어진 것이다. 이하, 본 발명의 일 실시형태에 따른 용접 구조체에 대해 설명한다.

1. 용접 구조체의 구성

도 1은, 본 발명의 일 실시형태에 따른 용접 구조체를 나타내는 사시도이다. 도 1에 나타내는 바와 같이, 본 실시형태에 따른 용접 구조체(10)는, 접합 부재(11) 및 피접합 부재(12)를 구비하고 있다. 접합 부재(11)는 판상이며, 판두께 방향에 수직인 제1 표면(11a) 및 제2 표면(11b)을 갖는다. 또, 피접합 부재(12)는 판상이며, 접합 부재(11)의 단면(11c)이 맞닿게 되는 피접합면(12a)을 갖는다.

그리고, 도 1에 나타내는 바와 같이, 용접 구조체(10)는, 단면(11c)이 피접합면(12a)에 맞닿은 상태로, 접합 부재(11)가 피접합 부재(12)에 양측 부분 용입 용접된 T이음부를 갖는다. 또한, 상기의 T이음부를 갖는 용접 구조체에는, 도 1에 나타내는 T자 형상의 구조체에 더하여, 예를 들면, 도 2 및 3에 나타내는 형상의 구조체도 포함된다.

또, 접합 부재(11)와 피접합 부재(12)는, 필릿 용접에 의해 접합되어 있어도 되지만, 접합 강도의 관점에서는, 접합 부재(11)에 개선(開先)을 형성하여, 개선 용접에 의해 접합되어 있는 것이 바람직하다.

본 발명에 있어서는, 후육의 접합 부재를 대상으로 하고 있으며, 구체적으로는, 접합 부재(11)의 판두께를 t(mm)로 했을 경우에, 하기 (i) 식을 만족한다. 접합 부재(11)의 판두께 t(mm)는, 하기 (xi) 식을 만족하는 것이 바람직하다. t의 상한은 특별히 규정할 필요는 없으나, 예를 들면 200mm, 150mm, 또는 120mm로 할 수 있다.

t≥50.0 … (i)

t＞80.0 … (xi)

또한, 피접합 부재의 판두께에 대해서는 특별히 제한은 없으나, 접합 부재와 동일하게, 50.0mm 이상인 것이 바람직하고, 80.0mm 초과인 것이 보다 바람직하다.

또, 도 1에 나타내는 바와 같이, 용접 구조체(10)는, 제1 표면(11a) 측에 형성된 제1 용접부(13a) 및 제2 표면(11b) 측에 형성된 제2 용접부(13b)를 갖는다.

접합 부재(11) 및 피접합 부재(12)의 접합 개소 부근에 대해, 도 4를 이용하여 더욱 상세하게 설명한다. 도 4는, 용접 구조체(10)의, 제1 표면(11a) 및 피접합면(12a)에 수직인 단면도이다. 도 4에 있어서는, 도면이 번잡해지는 것을 피하기 위해, 해칭은 붙이지 않았다.

도 1 및 도 4에 나타내는 바와 같이, 접합 부재(11) 및 피접합 부재(12)의 접합 개소의 제1 표면(11a) 측에는, 제1 용접 금속(14a)이 형성되어 있다. 그리고, 제1 용접 금속(14a)과 접합 부재(11) 및 피접합 부재(12)의 경계부에는, 제1 열영향부(15a)가 형성되어 있다. 마찬가지로, 제2 표면(11b) 측에는, 제2 용접 금속(14b)이 형성되어 있으며, 제2 용접 금속(14b)과 접합 부재(11) 및 피접합 부재(12)의 경계부에는, 제2 열영향부(15b)가 형성되어 있다.

본원 명세서에 있어서, 용접부란, 용접 금속과 열영향부를 합친 부분을 의미한다. 즉, 제1 용접 금속(14a)과 제1 열영향부(15a)를 합친 영역이 제1 용접부(13a)이며, 제2 용접 금속(14b)과 제2 열영향부(15b)를 합친 영역이 제2 용접부(13b)이다.

여기서, 피접합 부재(12)로부터 발생하여, 접합 부재(11)로 전파되는 균열의 돌입 영역을 접합 부재(11)의 표층 측에만 제한하기 위해서는, 제1 표면(11a)으로부터 제1 용접부(13a)의 최정점까지의 깊이, 및 제2 표면(11b)으로부터 제2 용접부(13b)의 최정점까지의 깊이를 제어할 필요가 있다.

제1 용접부(13a)의 제1 열영향부(15a)의 최정점과 제1 표면(11a)의 접합 부재(11)의 판두께 방향의 거리 h₁(mm) 및 제2 용접부(13b)의 제2 열영향부(15b)의 최정점과 제2 표면(11b)의 판두께 방향의 거리 h₂(mm)는, 하기 (ii) 식 및 (iii) 식을 만족하는 것이 바람직하다.

h₁≤t/4 … (ii)

h₂≤t/4 … (iii)

거리 h₁ 및 거리 h₂의 하한에 대해서는 특별히 제한할 필요는 없으나, 접합 부재(11)와 피접합 부재(12)가 필릿 용접에 의해 접합되어 있는 경우이어도, 1mm 정도의 깊이까지 열영향부가 형성된다. 그 때문에, 1mm가 거리 h₁ 및 거리 h₂의 실질적인 하한이 된다.

또한, 제1 열영향부(15a)의 최정점이란, 제1 열영향부(15a)의 판두께 방향에 있어서의 선단을 의미하고, 마찬가지로 제2 열영향부(15b)의 최정점이란, 제2 열영향부(15b)의 판두께 방향에 있어서의 선단을 의미한다. 또, 도 4에 나타내는 바와 같이, 거리 h₁은, 제1 표면(11a)과, 제1 표면(11a)과 평행하며 또한 제1 열영향부(15a)의 판두께 방향에 있어서의 선단을 지나는 가상적인 면(11d)의 거리이며, 거리 h₂는, 제2 표면(11b)과, 제2 표면(11b)과 평행하며 또한 제2 열영향부(15b)의 판두께 방향에 있어서의 선단을 지나는 가상적인 면(11e)의 거리이다.

또, 도 4에 나타내는 바와 같이, 제1 용접부(13a)에 있어서의, 접합 부재(11) 측의 지단과 루트를 지나는 선 L₁과 피접합면(12a)이 이루는 예각 α₁(°) 및 제2 용접부(13b)에 있어서의, 접합 부재(11) 측의 지단과 루트를 지나는 선 L₂와 피접합면(12a)이 이루는 예각 α₂(°)는, 각각 하기 (iv) 식 및 (ｖ) 식을 만족하는 것이 바람직하다.

45.0≤α₁≤70.0 … (iv)

45.0≤α₂≤70.0 … (ｖ)

제1 용접부(13a)에 있어서의 접합 부재(11) 측의 지단이란, 제1 용접 금속(14a)의 외연과 제1 표면(11a)의 교점 A₁을 의미한다. 또, 제1 용접부(13a)에 있어서의 접합 부재(11) 측의 루트란, 제1 용접 금속(14a)의 외연과 단면(11c)의 교점 B₁을 의미한다. 마찬가지로, 제2 용접부(13b)에 있어서의 접합 부재(11) 측의 지단이란, 제2 용접 금속(14b)의 외연과 제2 표면(11b)의 교점 A₂를 의미하고, 제2 용접부(13b)에 있어서의 접합 부재(11) 측의 루트란, 제2 용접 금속(14b)의 외연과 단면(11c)의 교점 B₂를 의미한다.

또한, 제1 용접부(13a)의 판두께 방향에 있어서의 이음의 부분 용입 d₁(mm) 및 제2 용접부(13b)의 판두께 방향에 있어서의 이음의 부분 용입 d₂(mm)는, 각각 하기 (vi) 식 및 (vii) 식을 만족하는 것이 바람직하다. 여기서, 하기 (vi) 식 및 (vii) 식의 좌변에서 계산되는 값은, 각각 유효 목두께 Td₁(mm) 및 Td₂(mm)를 나타내고 있다.

d₁·sec(α₁)·cos(α₁/2)≥0.35t … (vi)

d₂·sec(α₂)·cos(α₂/2)≥0.35t … (vii)

이음의 부분 용입 d₁은, 제1 표면(11a)과, 제1 표면(11a)과 평행하며 또한 접합 부재(11)의 판두께 방향에 있어서의 제1 용접 금속(14a)의 판두께 중심 측의 단부를 지나는 가상적인 면(11f)의 거리이다. 또, 이음의 부분 용입 d₂는, 제2 표면(11b)과, 제2 표면(11b)과 평행하며 또한 접합 부재(11)의 판두께 방향에 있어서의 제2 용접 금속(14b)의 판두께 중심 측의 단부를 지나는 가상적인 면(11g)의 거리이다.

또, 제1 용접부(13a)의 판두께 방향에 있어서의, 피접합 부재(12) 측의 지단과 제1 표면(11a)의 거리 s₁(mm) 및 제2 용접부(13b)에 있어서의, 피접합 부재(12) 측의 지단과 제2 표면(11b)의 거리 s₂(mm)는, 각각 하기 (viii) 식 및 (ix) 식을 만족하는 것이 바람직하다.

s₁≥d₁(sec(α₁)-1) … (viii)

s₂≥d₂(sec(α₂)-1) … (ix)

거리 s₁ 및 거리 s₂는, 각각 제1 용접부(13a) 및 제2 용접부(13b)의 판두께 방향에 있어서의 용접 각장이다. 구체적으로는, 거리 s₁은, 제1 표면(11a)과, 제1 표면(11a)과 평행하며 또한 접합 부재(11)의 판두께 방향에 있어서의 제1 용접 금속(14a)의 판두께 중심과 반대측의 단부를 지나는 가상적인 면(11h)의 거리이다. 또, 거리 s₂는, 제2 표면(11b)과, 제2 표면(11b)과 평행하며 또한 접합 부재(11)의 판두께 방향에 있어서의 제2 용접 금속(14b)의 판두께 중심과 반대측의 단부를 지나는 가상적인 면(11i)의 거리이다.

또한, 제1 용접 금속(14a) 및 제2 용접 금속(14b)과 접합 부재(11)의 경계는, 육안에 의해 용이하게 판별하는 것이 가능하다. 또, 제1 열영향부(15a) 및 제2 열영향부(15b)의 선단 위치에 대해서도, 나이탈 부식에 의해 출현시킴으로써 용이하게 판별하는 것이 가능하다.

상기 (iv)~(ix) 식을 만족하지 않는 경우이어도, 취성 균열 전파 정지 특성을 향상시키는 것은 가능하지만, 보다 높은 이음 강도를 확보하는 관점에서, 상기 (iv)~(ix) 식을 만족하는 것이 바람직하다.

2. 접합 부재의 금속 조직

상술한 바와 같이, 접합 부재의 전체 두께에 걸쳐 취성 균열 전파 정지 특성을 향상시키기 위해서는, 예를 들면, Kca값이 8000N/mm^1.5이상의 강판을 접합 부재로서 이용할 필요가 있으며, 그러한 특성을 갖는 강판의 확보가 곤란하다는 문제가 있다. 그러나, 적어도 접합 부재의 균열이 돌입하는 영역의 취성 균열 전파 정지 특성을 향상시키면, 균열의 진전을 정지하는 것이 가능하게 된다.

즉, 접합 부재의, 표면 근방으로부터 용접부의 최정점까지의 깊이 위치에 있어서의 금속 조직을 제어함으로써, 균열의 진전을 정지하는 것이 가능하게 된다. 단, 표면으로부터 판두께 방향으로 2mm 미만의 영역에 대해서는, 취성 균열 전파 정지 특성에 특별히 기여하지 않기 때문에 고려할 필요는 없다.

구체적으로는, 제1 표면(11a)으로부터 판두께 방향으로 2mm의 깊이 위치 및 제2 표면(11b)으로부터 판두께 방향으로 2mm의 깊이 위치에 있어서, 이하에 나타내는 금속 조직을 가질 필요가 있다. 또한, 거리 h₁이 2mm를 초과하는 경우에는, 제1 표면(11a)으로부터 판두께 방향으로 h₁(mm)의 깊이 위치, 또한, 거리 h₂가 2mm를 초과하는 경우에는, 제2 표면(11b)으로부터 판두께 방향으로 h₂(mm)의 깊이 위치에 있어서도, 이하에 나타내는 금속 조직을 가질 필요가 있다.

바꾸어 말하면, 거리 h₁이 2mm 이하이며, 또한 거리 h₂가 2mm 이하인 경우에는, 제1 표면(11a)으로부터 판두께 방향으로 2mm의 깊이 위치 및 제2 표면(11b)으로부터 판두께 방향으로 2mm의 깊이 위치에 있어서만, 이하에 나타내는 금속 조직을 갖고 있으면 된다. 또한, 이하의 설명에 있어서 「%」는, 「면적%」를 의미한다.

베이나이트：70~95%

페라이트：5~30%

상기의 깊이 위치에 있어서 베이나이트를 주상(主相)으로 하는 이유는, 접합 부재의 강도를 확보하기 위해서이다. 페라이트가 주상이면, 높은 강도를 확보하는 것이 곤란하다. 단, 전부가 베이나이트이면, 인성이 크게 열화해 버리기 때문에, 제2상으로서 페라이트를 함유함으로써 인성의 열화를 억제하고 있다.

상기의 깊이 위치에 있어서의 금속 조직으로서, 베이나이트 및 페라이트가 상기의 면적률을 갖는 것이면, 그 외에, 예를 들면, 펄라이트 및/또는 도상(島狀) 마텐자이트(MA：Martensite-Austenite-Constituent)를 포함해도 된다. 단, 펄라이트는 강도 확보의 관점에서 5% 이하, 도상 마텐자이트는 인성 확보의 관점에서 5% 이하인 것이 바람직하다.

평균 결정입경：12.0μm 이하

피접합 부재로부터의 균열의 돌입 부분인 상기의 깊이 위치에 있어서, 세립(細粒)인 조직으로 함으로써, 균열의 진전을 정지하는 것이 가능하게 된다. 여기서, 본 발명에 있어서는, 결정 방위차가 15° 이상인 경계를 결정입계라고 정의하고, 당해 결정입계에 의해 둘러싸인 영역의 원상당 직경을 결정입경이라고 정의한다.

또한, 접합 부재의 판두께 중심부에 있어서의 금속 조직에 대해서는 특별히 제한은 없다. 예를 들면, 표면 측과 동일하게, 베이나이트：70~95%, 페라이트：5~30%, 펄라이트：5% 이하, 및 MA：5% 이하를 함유하는 조직으로 해도 된다. 또, 평균입경에 대해서도 특별히 제한은 없으나, 판두께 중심부까지 세립화하는 것은 기술적으로 곤란하며, 비용 증가를 초래할 우려가 있다. 그 때문에, 접합 부재의 판두께 중심부에 있어서의 평균 결정입경은 12.0μm 초과인 것이 바람직하다. 한편, 판두께 중심부의 평균입경이 너무 크면, 취성 파괴 발생 특성이 크게 저하해 버리기 때문에, 판두께 중심부의 평균입경의 바람직한 상한은 40.0μm이다.

본 발명에 있어서, 각 조직의 면적률 및 평균 결정입경은, 이하의 요령으로 측정한다. 우선, 주사형 전자현미경에 장착한 결정 방위 측정 장치(TSL사 OIM)를 사용하여, EBSP(Electron Back Scattering Pattern)법에 의해, 접합 부재의 소정의 깊이 위치에 있어서의 500μm×500μm의 영역을 0.5μm 피치로 측정한다.

그리고, 인접립과의 결정 방위차가 15° 이상인 경계를 결정입계라고 정의하여 결정립 내에 있어서의 인접 측정점 간의 미스오리엔테이션의 평균값인 GAM(Grain Average Misorientation)값을 구한다. 본 발명에 있어서는, GAM값이 1° 이하인 결정립을 페라이트상이라고 정의하고, 각각의 위치의 페라이트상의 면적률의 평균값을 구한다. 그리고, 인접립과의 결정 방위차가 15° 이상인 입계 맵을 작성하여, 그 때의 결정립의 원상당경을 화상 해석에 의해 구한다.

이어서, 강판 샘플에 나이탈 부식을 실시하고, 광학 현미경에 의해 각 깊이 위치를 500배의 배율로 마이크로 조직을 촬영하여, 흑색으로 시인되는 괴상(塊狀)의 영역을 펄라이트상이라고 정의하고, 화상 해석에 의해 각각의 위치에서 측정한 전체 시야 영역에 대한 펄라이트상의 면적률의 평균값을 구한다.

이어서, 강판 샘플에 레페라 부식을 실시하고, 광학 현미경에 의해 각 깊이 위치를 500배의 배율로 마이크로 조직을 촬영하여, 백색으로 시인되는 영역을 도상 마텐자이트상이라고 정의하고, 화상 해석에 의해 각각의 위치에서 측정한 전체 시야 영역에 대한 도상 마텐자이트상의 면적률의 평균값을 구한다. 이상과 같이 페라이트상, 펄라이트상, 도상 마텐자이트상의 면적률을 구하고, 그들의 합계를 100%로부터 뺀 수치를 베이나이트상의 면적률로 한다.

3. 접합 부재의 화학 조성

본 발명의 용접 구조체에 이용되는 접합 부재의 화학 조성에 대해서는 특별히 한정되지 않는데, 뛰어난 취성 균열 전파 정지 특성을 발휘하기 위해서는, 이하에 나타내는 화학 조성을 갖는 것이 바람직하다. 각 원소의 한정 이유는 하기와 같다. 또한, 이하의 설명에 있어서 함유량에 대한 「%」는, 「질량%」를 의미한다.

C：0.030~0.100%

C는, 담금질성 향상에 의해 강판의 강도와 인성을 확보하는 작용을 갖는 원소이다. 이 효과를 얻기 위해, C 함유량을 0.030% 이상으로 하는 것이 바람직하다. 한편, C 함유량이 0.100%를 초과하면 용접성 및 이음 인성(HAZ 인성)이 저하할 우려가 있다. 그 때문에, C 함유량은 0.030~0.100%로 하는 것이 바람직하다. C 함유량은 0.060% 이상인 것이 보다 바람직하고, 0.090% 이하인 것이 보다 바람직하다.

Si：0.01~0.30%

Si은, 탈산 원소 및 강화 원소로서 유효한 원소이다. 이 효과를 얻기 위해, Si 함유량을 0.01% 이상으로 하는 것이 바람직하다. 한편, Si 함유량이 0.30%를 초과하면 이음 인성이 저하하고, 또한, Ar₃점이 과잉되게 상승할 우려가 있다. 그 때문에, Si 함유량은 0.01~0.30%로 하는 것이 바람직하다. Si 함유량은 0.10% 이하인 것이 보다 바람직하다.

Mn：1.40~2.50%

Mn은 강판의 강도를 확보하고, 또한, Ar₃점을 저하시키는 작용을 갖는 원소이다. 이 효과를 얻기 위해, Mn 함유량을 1.40% 이상으로 하는 것이 바람직하다. 한편, Mn 함유량이 2.50%를 초과하면 용접성 및 이음 인성이 저하할 우려가 있다. 그 때문에, Mn 함유량은 1.40~2.50%로 하는 것이 바람직하다. Mn 함유량은 1.50% 이상인 것이 보다 바람직하고, 2.00% 이하인 것이 보다 바람직하다.

P：0.015% 이하

P은, 불순물 원소이며, 용접성 및 이음 인성을 저하시키기 때문에, 그 함유량을 0.015% 이하로 저감하는 것이 바람직하다. P 함유량은 0.010% 이하인 것이 보다 바람직하다.

S：0.0100% 이하

S은, 불순물 원소이며, MnS 생성에 의한 인성의 저하, 용접성의 저하를 초래하기 때문에, 그 함유량을 0.0100% 이하로 저감하는 것이 바람직하다. S 함유량은 0.0050% 이하인 것이 보다 바람직하다.

Nb：0.005~0.030%

Nb은, 재결정 온도를 억제하고, 조직 세립화에 기여하여, 강판의 강도를 상승시키는 작용을 갖는 원소이다. 이 효과를 얻기 위해, Nb 함유량을 0.005% 이상으로 하는 것이 바람직하다. 한편, Nb 함유량이 0.030%를 초과하면 용접성이 저하할 우려가 있다. 그 때문에, Nb 함유량은 0.005~0.030%로 하는 것이 바람직하다. Nb 함유량은 0.008% 이상인 것이 보다 바람직하고, 0.015% 이하인 것이 보다 바람직하다.

Ti：0.005~0.030%

Ti은, TiN를 형성하여, TiN를 미세 분산으로 시킴으로써 강판의 인성과 이음 인성을 향상시키는 작용을 갖는 원소이다. 이 효과를 얻기 위해, Ti 함유량을 0.005% 이상으로 하는 것이 바람직하다. 한편, Ti 함유량이 0.030%를 초과하면 강판의 인성 및 이음 인성이 저하할 우려가 있다. 그 때문에, Ti 함유량은 0.005~0.030%로 하는 것이 바람직하다. Ti 함유량은 0.008% 이상인 것이 보다 바람직하고, 0.015% 이하인 것이 보다 바람직하다.

N：0.0005~0.0050%

N는, 강재 중에 TiN를 형성시킴으로써 강판의 인성 및 이음 인성을 향상시키는 작용을 갖는 원소이다. 이 효과를 얻기 위해, N 함유량을 0.0005% 이상으로 하는 것이 바람직하다. 한편, 슬래브 결함의 억제를 위해, N 함유량을 0.0050% 이하로 하는 것이 바람직하다. N 함유량은 0.0020% 이상인 것이 보다 바람직하고, 0.0040% 이하인 것이 보다 바람직하다.

Al：0.001~0.080%

Al은, 탈산을 담당하고, 불순물 원소인 O를 저감하는 작용을 갖는 원소이다. 또, 강 중의 자유 N를 AlN로 하여 무해화한다. 이 효과를 얻기 위해, Al 함유량을 0.001% 이상으로 하는 것이 바람직하다. 한편, Al 함유량이 0.080%를 초과하면, 이음 인성이 저하할 우려가 있다. 그 때문에, Al 함유량은 0.001~0.080%로 하는 것이 바람직하다. Al 함유량은 0.010% 이상인 것이 보다 바람직하고, 0.040% 이하인 것이 보다 바람직하다.

Cu：0.10~0.50%

Cu는, 강도를 향상시키고, 또한, Ar₃점을 저하시키는 작용을 갖는 원소이다. 이 효과를 얻기 위해, Cu 함유량을 0.10% 이상으로 하는 것이 바람직하다. 한편, Cu 함유량이 0.50%를 초과하면 용접성 및 이음 인성이 저하할 우려가 있다. 그 때문에, Cu 함유량은 0.10~0.50%로 하는 것이 바람직하다. Cu 함유량은 0.20% 이상인 것이 보다 바람직하다.

Ni：0.15~2.00%

Ni은, 강도를 향상시키고, 또한, Ar₃점을 저하시키는 작용을 갖는 원소이다. 이 효과를 얻기 위해, Ni 함유량을 0.15% 이상으로 하는 것이 바람직하다. 한편, Ni 함유량이 2.00%를 초과하면 용접성 및 이음 인성이 저하할 우려가 있다. 또, Ni은 고가이며 과잉된 첨가는 고비용을 초래한다. 그 때문에, Ni 함유량은 0.15~2.00%로 하는 것이 바람직하다. Ni 함유량은 0.30% 이상인 것이 보다 바람직하고, 1.00% 이하인 것이 보다 바람직하다.

Cr：0~0.50%

Cr은, 강판의 강도를 상승시키는 효과를 갖기 때문에, 필요에 따라 함유시켜도 된다. 그러나, 그 함유량이 0.50%를 초과하면 용접성 및 이음 인성이 저하할 우려가 있다. 그 때문에, Cr 함유량은 0.50% 이하인 것이 바람직하고, 0.20% 이하인 것이 보다 바람직하다. 상기의 효과를 얻고 싶은 경우에는, Cr 함유량은 0.10% 이상인 것이 바람직하다.

Mo：0~0.50%

Mo은, B와의 복합 효과에 의해 담금질성을 향상시켜, 강판의 강도를 상승시키는 효과를 갖기 때문에, 필요에 따라 함유시켜도 된다. 그러나, 그 함유량이 0.50%를 초과하면 강판의 인성 및 이음 인성이 저하할 우려가 있다. 그 때문에, Mo 함유량은 0.50% 이하인 것이 바람직하고, 0.40% 이하인 것이 보다 바람직하며, 0.30% 이하인 것이 더욱 바람직하고, 0.25% 이하인 것이 특히 바람직하다. 상기의 효과를 얻고 싶은 경우에는, Mo 함유량은 0.03% 이상인 것이 바람직하고, 0.05% 이상인 것이 보다 바람직하며, 0.08% 이상인 것이 더욱 바람직하다.

V：0~0.100%

V은, 석출 강화에 의한 강도 상승의 효과를 갖기 때문에, 필요에 따라 함유시켜도 된다. 그러나, 그 함유량이 0.100%를 초과하면 이음 인성이 저하할 우려가 있다. 그 때문에, V 함유량은 0.100% 이하인 것이 바람직하고, 0.050% 이하인 것이 보다 바람직하다. 상기의 효과를 얻고 싶은 경우에는, V 함유량은 0.020% 이상인 것이 바람직하다.

B：0~0.0030%

B는, 담금질성 향상에 의해 강판의 강도를 상승시키는 효과를 갖기 때문에, 필요에 따라 함유시켜도 된다. 그러나, 그 함유량이 0.0030%를 초과하면 인성 및 용접성이 저하할 우려가 있다. 그 때문에, B 함유량은 0.0030% 이하인 것이 바람직하고, 0.0020% 이하인 것이 보다 바람직하다. 상기의 효과를 얻고 싶은 경우에는, B 함유량은 0.0005% 이상인 것이 바람직하고, 0.0010% 이상인 것이 보다 바람직하다.

Ca：0~0.0050%

Ca은, 이음 인성을 향상시키는 효과를 갖기 때문에, 필요에 따라 함유시켜도 된다. 그러나, 그 함유량이 0.0050%를 초과하면 이음 인성이 저하할 우려가 있다. 그 때문에, Ca 함유량은 0.0050% 이하인 것이 바람직하고, 0.0030% 이하인 것이 보다 바람직하다. 상기의 효과를 얻고 싶은 경우에는, Ca 함유량은 0.0003% 이상인 것이 바람직하다.

Mg：0~0.0050%

Mg은, MgS을 형성하여, 모재 조직의 세립화 및 이음 인성의 향상에 기여하기 때문에, 필요에 따라 함유시켜도 된다. 그러나, 그 함유량이 0.0050%를 초과하면 이음 인성이 저하할 우려가 있다. 그 때문에, Mg 함유량은 0.0050% 이하인 것이 바람직하고, 0.0030% 이하인 것이 보다 바람직하다. 상기의 효과를 얻고 싶은 경우에는, Mg 함유량은 0.0003% 이상인 것이 바람직하다.

REM：0~0.0050%

REM(희토류 원소)는, 이음 인성을 향상시키는 효과를 갖기 때문에, 필요에 따라 함유시켜도 된다. 그러나, 그 함유량이 0.0050%를 초과하면 이음 인성이 저하할 우려가 있다. 그 때문에, REM 함유량은 0.0050% 이하인 것이 바람직하고, 0.0030% 이하인 것이 보다 바람직하다. 상기의 효과를 얻고 싶은 경우에는, REM 함유량은 0.0003% 이상인 것이 바람직하다.

여기서, 본 발명에 있어서, REM는 Sc, Y 및 란타노이드의 합계 17원소를 가리키고, 상기 REM의 함유량은 이들 원소의 합계 함유량을 의미한다. 또한, 란타노이드는, 공업적으로는, 미슈메탈의 형태로 첨가된다.

상기의 접합 부재의 화학 조성에 있어서, 잔부는 Fe 및 불순물이다. 여기서 「불순물」이란, 강판을 공업적으로 제조할 때에, 광석, 스크랩 등의 원료, 제조 공정의 다양한 요인에 의해 혼입되는 성분이며, 본 발명에 악영향을 주지 않는 범위에서 허용되는 것을 의미한다.

본 발명의 접합 부재에 있어서는, 상술한 금속 조직을 얻기 위해, 후술하는 바와 같이, 가능한 한 저온 압연을 실시한다. 그 때, 특히 표층부 근방의 압연 시의 온도가 Ar₃점을 큰 폭으로 밑돌고 있는 경우, 압연 중에 페라이트가 생성되어, 조대한 가공 페라이트를 생성해 버린다.

그 때문에, 접합 부재의 화학 조성에 있어서는, 하기 (x) 식으로 나타내어지는 Ar₃점(℃)이 600~740℃가 되도록, 성분을 조정하는 것이 바람직하다.

Ar₃=940-310×C＋40×Si-90×Mn-40×Cu-60×Ni-15×Cr-80×Mo … (x)

Ar₃점이 600℃ 미만에서는 담금질성이 과잉되게 되고, 강도 오버가 되어 인성이 열화할 우려가 있다. 특히, 접합 부재의 판두께 중심부에서의 인성이 열화하기 쉬워진다. 한편, Ar₃점이 740℃를 초과하면 저온에서의 압연 시에 접합 부재의 표층부가 2상역 압연이 되어, 조대한 가공 페라이트가 생성되고, 취성 균열 전파 정지 특성이 열화할 우려가 있다. Ar₃점은 650℃ 이상인 것이 보다 바람직하다. 또, Ar₃점은 720℃ 이하인 것이 보다 바람직하고, 700℃ 이하인 것이 더욱 바람직하다.

4. 접합 부재의 기계적 특성

본 발명의 용접 구조체에 이용되는 접합 부재의 기계적 특성에 대해서도 특별히 제한은 두지 않는다. 그러나, 용접 구조체를 컨테이너선 등에 있어서 이용하는 경우에 있어서는, 접합 부재의 항복 응력은 400~580MPa인 것이 바람직하고, 인장 강도가 510~750MPa인 것이 바람직하다.

5. 접합 부재의 제조 방법

접합 부재의 제조 방법에 대해, 특별히 제한은 두지 않는데, 예를 들면 이하에 나타내는 순서에 의해, 접합 부재로서 이용되는 강판을 제조할 수 있다.

우선, 상기한 적절한 화학 성분으로 조정한 용강을, 전로 등의 통상 공지의 용제 방법으로 용제하고, 연속 주조 등의 통상 공지의 주조 방법으로 강 소재인 강편으로 한다.

(가열 온도)

우선, 주조 시의 냉각 도중 또는 냉각 후에 강편을 950~1100℃로 가열하여, 오스테나이트 단상화한다. 가열 추출 온도가 950℃ 미만에서는 오스테나이트화가 불충분하게 되어 조대 조직을 형성할 우려가 있다. 한편, 1100℃ 초과에서는 오스테나이트립이 조대화하여, 결정입경을 미세화할 수 없는 경우가 있다.

(열간 압연)

가열 추출된 강편에 열간 압연을 행하고, 마무리 압연에 있어서의 압하율을 50% 이상으로 하여, 판두께가 예를 들면 80~100mm인 강판을 제조한다. 이 때, 표면에 있어서의 마무리 압연의 개시 온도를 Ar₃점~740℃로 한다. 또한, 마무리 압연이란, 마무리 압연기에서 행하는 압연 공정이며, 마무리 압연 전에 조압연을 행하여, 마무리 압연 개시 시의 판두께를 조정해도 된다. 또, 압하율이란, 마무리 압연 중의 누적의 압하율을 의미하고, 마무리 압연 개시 시의 판두께를 t₀, 마무리 압연 완료 후의 판두께(제품 두께)를 t로 하면, (t₀-t)/t₀×100에 의해 계산할 수 있다.

마무리 압연에 있어서의 압하율이 50% 미만에서는, 오스테나이트립의 연신화가 불충분하기 때문에 결정립 미세화가 불충분하게 되는 경우가 있다. 압하율은 55% 이상인 것이 바람직하고, 60% 이상인 것이 보다 바람직하다. 압하율의 상한은 특별히 한정되지 않는데, 압하율이 75%를 초과하면, 압연 패스 회수가 증가하여 생산성이 저하하기 때문에, 압하율은 75% 이하인 것이 바람직하다.

또, 표면에 있어서의 마무리 압연의 개시 온도가 Ar₃점 미만에서는, 표층부 근방에 조대하면서 압연 방향으로 신장된 가공 페라이트가 생성되어, 취성 균열 전파 정지 특성이 저하할 우려가 있다. 한편, 740℃를 초과하면, 오스테나이트 입계에 형성되는 레지 또는 오스테나이트 중에 도입되는 전위, 변형대가 불충분하게 되어, 미세 결정립의 개수 밀도가 저하하여, 취성 균열 전파 정지 특성이 열화하는 경우가 있다. 그 때문에, 마무리 압연의 개시 시의 표면 온도는 Ar₃점~740℃로 한다. 가공 페라이트의 생성을 억제하는 관점에서는, 마무리 압연의 개시 시의 표면 온도는 Ar₃점＋30℃ 초과인 것이 바람직하다. 또, 마무리 압연의 개시 시의 표면 온도는 720℃ 이하인 것이 바람직하다.

본 발명에서는, 강판의 결정입경을 미세화시키기 위해, 미(未)재결정 온도역 이하의 가능한 한의 저온으로 압연을 실시한다. 그렇게 함으로써, 오스테나이트가 미재결정 상태로 연신화하여, 페라이트의 핵 생성 사이트가 되는 구(舊)오스테나이트 입계 밀도를 증가시킬 수 있음과 동시에, 오스테나이트 입계에 레지(계단상의 요철)를 형성하여 활성화시켜 페라이트를 생성하기 쉽게 한다.

또, 오스테나이트립 내에도 페라이트의 핵 생성 사이트가 되는 전위, 변형대가 도입된다. 이러한 페라이트는, 페라이트 그 자체가 미세하며, 더욱 베이나이트를 미세하게 분할할 수 있기 때문에, 결정입경을 미세화시킬 수 있다. 그 때, 특히 표층부 근방의 압연 시의 온도가 Ar₃점을 밑돌고 있는 경우, 압연 중에 페라이트가 생성되어, 조대한 가공 페라이트를 생성해 버린다. 그 때문에, Ni, Mn 등을 함유시킴으로써 Ar₃점을 저하시키고, 조대한 가공 페라이트의 생성을 억제하는 것이 바람직하다.

또한, 본 발명에서는, 접합 부재의 표면으로부터 용접부의 최정점까지의 깊이에 따라, 강판의 판두께 내부의 결정입경도 미세화시킬 필요가 있다. 표층~판두께의 1/4의 영역의 위치의 결정입경을 미세하게 하기 위해, 판두께의 1/4 위치의 마무리 압연 개시 온도를 800℃ 이하로 한다. 판두께의 1/4 위치의 마무리 압연 개시 온도가 800℃를 초과하면, 당해부의 오스테나이트 입계에 형성되는 레지 또는 오스테나이트 중에 도입되는 전위, 변형대가 불충분하게 되어 결정입경이 조대화해 버린다. 판두께의 1/4 위치의 바람직한 마무리 압연 개시 온도는 760℃ 이하이다. 하한은 Ar₃점이지만, 통상, 판두께의 1/4 위치의 온도가 표면 온도를 밑도는 경우는 없으며, 표면의 온도를 Ar₃점 이상으로 관리하면 문제는 없다.

또한, 강판의 표면의 온도는, 디스켈링(스케일 제거를 위해 고압수를 강판에 내뿜는 공정)으로 저하시킬 수 있는데, 판두께 내부에 있어서의 온도는, 디스켈링의 영향은 작으며, 강편을 가열 추출하고 나서 압연을 개시할 때까지의 시간 경과에 강하게 의존한다. 그 때문에, 표면의 온도 및 판두께 내부의 온도 양쪽 모두를 만족하기 위해, 디스켈링 및 경과 시간 양쪽 모두를 적정하게 관리한 조업(操業)이 필요하다.

표면에 있어서의 마무리 압연의 개시 온도가 Ar₃점 미만인 경우, 강판의 표층부 근방이 2상역 압연(α＋γ의 2상이 존재하는 온도역에서의 압연)이 되어, 조대한 가공 페라이트(압연 중 생성된 페라이트)가 생성된다. 한편, 마무리 압연의 개시 온도가 Ar₃점 이상이면, 조대한 가공 페라이트 생성을 억제할 수 있으며, 또한 오스테나이트립을 연신화함으로써, 페라이트의 핵 생성 사이트가 되는 오스테나이트 입계 밀도를 증가시켜, 오스테나이트립 내에도 페라이트 핵 생성 사이트가 되는 전위 및 변형대를 충분히 도입한 상태로, 급랭(제어 냉각 프로세스(CLC：Continuous on Line Control Process)에서의 수냉)을 할 수 있기 때문에, 베이나이트를 주상으로 하여, 미세 페라이트를 분산시킨 조직을 형성할 수 있다.

(냉각)

열간 압연의 종료 후, Ar₃점 이상의 표면 온도로 냉각을 개시하고, 표면으로부터 깊이 5mm의 위치에 있어서의 냉각 속도를 25.0℃/s 이상으로 하고, 400℃ 이하의 표면 온도에서 냉각을 종료한다. 냉각의 개시 온도가 Ar₃점 미만에서는, 냉각 개시 전에 조대한 페라이트가 생성되어, 결정입경을 미세화할 수 없다. 베이나이트를 미세화시키기 위해서는 냉각 속도를 크게 하여 가능한 한 저온에서 변태시킬 필요가 있으며, 그러기 위해서는 표면으로부터 깊이 5mm의 위치에서 25.0℃/s 이상의 냉각 속도가 필요하다. 또, 충분한 베이나이트 조직을 얻기 위해, 냉각 정지 온도를 400℃ 이하로 한다.

(뜨임)

또, 냉각 후에 400~600℃의 온도에서 뜨임 열처리를 행하여, 강판의 강도 및 인성을 조절하는 것이 바람직하다. 뜨임의 온도가 600℃를 초과하면 강도가 저하한다. 한편, 400℃ 미만에서는 변형 제거에 의한 인성 개선이 불충분하다.

이상의 제조 방법을 실시함으로써, 표층부 근방의 결정입경을 미세화한 판두께가 큰 고강도의 강판을, 저비용으로 제조할 수 있다. 이렇게 하여 제조되는 강판은, 항복 응력을 400~580MPa로 하고, 인장 강도를 510~750MPa로 하는 것이 가능해진다.

6. 용접 구조체의 제조 방법

용접 구조체의 제조 방법에 대해서도, 특별히 제한은 두지 않는데, 예를 들면, 상술의 피접합 부재의 피접합면에 접합 부재의 단면을 맞댄 상태에서, 단면을 따라 용접함으로써 제조할 수 있다. 이 때, 접합 부재의 피접합 부재 측을 개선 가공해 두는 것이 바람직하다. 개선 가공은, 접합 부재의 단면 전체에 걸쳐 실시해도 되지만, 피접합 부재와의 접합 개소에만 실시해도 된다.

또, 용접 방법에 대해서도 특별히 제한은 없으며, CO₂ 용접 또는 피복 아크 용접(SMAW) 등의 공지의 방법을 채용하면 된다. 이 때, 열영향부의 폭(도 4에 있어서, (h₁-d₁) 및 (h₂-d₂)로 나타내어지는 길이)을 작게 하기 위해서는, 입열량(入熱量)을 0.5~3.0kJ/mm로 하는 것이 바람직하다.

이하, 실시예에 의해 본 발명을 보다 구체적으로 설명하는데, 본 발명은 이들 실시예에 한정되는 것은 아니다.

실시예

표 1에 나타내는 화학 조성을 갖는 강을 용제한 후, 연속 주조에 의해 강편을 제작했다. 그 후, 이 강편을 950~1100℃로 재가열하여, 열간 압연을 실시한 후, 냉각했다. 그 후, 뜨임의 열처리를 행하여, 접합 부재용 강판을 제조했다. 표 2에 각 강판의 제조 조건 및 판두께를 나타낸다.

[표 1]

[표 2]

얻어진 각 강판의 판두께의 1/4 위치로부터 압연 방향에 직각인 방향으로 JIS Z 2241에 기재된 4호 인장 시험편을 채취하고, JIS Z 2241에 준거하여 인장 시험을 행하여, 항복 응력(YS), 인장 강도(TS) 및 전체 연신(EL)을 측정했다. 그 결과를 표 2에 아울러 나타낸다.

그 후, 제조한 강판을 시험판(접합 부재(11))으로 하고, 도 5에 나타내는 구조 모델 어레스트 시험체를 제작하여 시험을 실시했다. 판두께 100mm의 강판을 CO₂ 용접에 의해 접합한 용접 이음을 조주 용접 이음(피접합 부재(12))으로 하고, 표 3에 나타내는 조건으로 CO₂ 용접 또는 피복 아크 용접(SMAW)에 의해 용접 구조체(10)를 제작했다.

[표 3]

그 후, 용접 구조체(10)의 퓨전 라인부(16a)에 노치(16b)를 도입했다. 그리고, 용접 구조체(10)를 선박 설계 온도인 -10℃로 냉각하여, EH40의 설계 응력에 상당하는 257MPa의 시험 응력을 부하하고, 노치부 근방만을 -50℃ 정도로 급랭시키고, 노치부에 쐐기를 통해 타격을 가하여 취성 균열을 발생, 전파시켰다.

시험 후의 구조 모델 어레스트 시험체를 사용하여, 시험체 길이 방향의 중심 위치로부터 좌우로 250mm 떨어진 위치에 있어서, 접합 부재와 피접합 부재의 한쪽 측(제1 표면 측) 및 다른 쪽 측(제2 표면 측)의 용접부(제1 용접부 및 제2 용접부)의 단면을 잘라냈다. 그 후, 연마하여, 나이탈 부식을 실시함으로써 용접 금속부와 용접 열영향부(용접 시에 Ac₁ 변태점 이상으로 가열된 영역)를 출현시켰다. 이러한 2개소의 용접 이음 단면의 사진을 디지털 카메라에 의해 각각 촬영하고, 사진 화상으로부터 용접부 형상을 측정하여, 2개소의 측정 결과의 평균값을 사용했다. 측정된 용접부의 형상을 표 3에 아울러 나타낸다.

또한, 상기의 요령으로 잘라낸 용접부 단면에 대해, 접합 부재의 제1 표면으로부터 판두께 방향으로 2mm 및 h₁(mm)의 깊이 위치, 제2 표면으로부터 판두께 방향으로 2mm 및 h₂(mm)의 깊이 위치, 그리고, 판두께 중심부에 있어서의 평균 결정입경 및 각 조직의 상분율(면적%)을 측정했다. 단, 시험 No.6에 대해서는, h₁ 및 h₂가 2mm 이하였기 때문에, 접합 부재의 제1 표면으로부터 판두께 방향으로 2mm의 깊이 위치, 제2 표면으로부터 판두께 방향으로 2mm의 깊이 위치, 및, 판두께 중심부에 있어서의 평균 결정입경 및 각 조직의 상분율(면적%)을 측정했다.

구체적으로는, 각 깊이 위치로부터 관찰용 시험편을 잘라낸 후, EBSP법에 의해 500μm×500μm의 영역을 0.5μm 피치로 측정했다. 그리고, 인접립과의 결정 방위차가 15° 이상인 경계를 결정입계라고 정의하고 결정립 내에 있어서의 인접 측정점 간의 미스오리엔테이션의 평균값인 GAM값을 구하여, GAM값이 1° 이하인 결정립을 페라이트상이라고 정의하여, 각각의 위치의 페라이트상의 면적률의 평균값을 구했다. 또, 인접립과의 결정 방위차가 15° 이상인 입계 맵을 작성하여, 그 때의 결정립의 원상당경을 화상 해석에 의해 구했다.

또한, 각 시험편에 나이탈 부식을 실시하여, 광학 현미경에 의해 각 깊이 위치를 500배의 배율로 마이크로 조직을 촬영하고, 흑색으로 시인되는 괴상의 영역을 펄라이트상이라고 정의하고, 화상 해석에 의해 각각의 위치에서 측정한 전체 시야 영역에 대한 펄라이트상의 면적률의 평균값을 구했다.

이어서, 각 시험편에 레페라 부식을 실시하여, 광학 현미경에 의해 각 깊이 위치를 500배의 배율로 마이크로 조직을 촬영하고, 백색으로 시인되는 영역을 도상 마텐자이트상이라고 정의하고, 화상 해석에 의해 각각의 위치에서 측정한 전체 시야 영역에 대한 도상 마텐자이트상의 면적률의 평균값을 구했다. 이상과 같이 페라이트상, 펄라이트상, 도상 마텐자이트상의 면적률을 구하고, 그들의 합계를 100%로부터 뺀 수치를 베이나이트상의 면적률로 했다.

각 깊이 위치에 있어서의 평균 결정입경 및 각 조직의 상분율(면적%)을 표 4에 나타낸다. 또, 상기의 구조 모델 어레스트 시험체를 이용한 시험의 결과를 표 4에 아울러 나타낸다. 취성 균열이 시험판에서 정지했을 경우는 정지, 시험판을 파단했을 경우는 파단으로 판정했다.

[표 4]

표 4로부터 분명한 바와 같이, 본 발명의 규정을 만족하는 접합 부재를 이용했을 경우에는, 뛰어난 취성 균열 전파 정지 특성이 얻어진 것에 반해, 본 발명의 규정을 만족하지 않는 비교예의 접합 부재를 이용했을 경우에는, 취성 균열이 접합 부재까지 전파되는 결과가 되었다.

또, 시험 No.1, 2 및 5에서는, (iv)~(ix) 식을 더욱 만족하기 때문에, 이음 강도가 높으며 더욱 양호한 결과가 되었다.

이상과 같이, 본 발명에 의하면, 취성 균열 전파 정지 특성이 뛰어난 용접 구조체를 얻을 수 있다.

10: 용접 구조체 11: 접합 부재
11a: 제1 표면 11b: 제2 표면
11c: 단면 11d~i: 가상적인 면
12: 피접합 부재 12a: 피접합면
13a: 제1 용접부 13b: 제2 용접부
14a: 제1 용접 금속 14b: 제2 용접 금속
15a: 제1 열영향부 15b: 제2 열영향부
16a: 퓨전 라인부 16b: 노치

Claims

판상의 접합 부재의 단면이 판상의 피접합 부재의 피접합면에 맞닿은 상태로, 상기 접합 부재가 상기 피접합 부재에 양측 부분 용입 용접된 T이음부를 갖는 용접 구조체로서,
상기 접합 부재는, 상기 접합 부재의 판두께 방향에 수직인 제1 표면 및 제2 표면을 갖고,
상기 접합 부재의 판두께 t(mm)가, 하기 (i) 식을 만족하고,
상기 제1 표면 측에 형성된 제1 용접부의 제1 열영향부의 최정점과 상기 제1 표면의 상기 접합 부재의 판두께 방향의 거리를 거리 h₁(mm)로 하고, 상기 제2 표면 측에 형성된 제2 용접부의 제2 열영향부의 최정점과 상기 제2 표면의 상기 접합 부재의 판두께 방향의 거리를 거리 h₂(mm)로 했을 때에,
상기 접합 부재의, 상기 제1 표면으로부터 상기 판두께 방향으로 2mm의 깊이 위치, 상기 제2 표면으로부터 상기 판두께 방향으로 2mm의 깊이 위치, 상기 거리 h₁이 2mm를 초과하는 경우에는, 상기 제1 표면으로부터 상기 판두께 방향으로 h₁(mm)의 깊이 위치, 및 상기 거리 h₂가 2mm를 초과하는 경우에는, 상기 제2 표면으로부터 상기 판두께 방향으로 h₂(mm)의 깊이 위치에 있어서의 금속 조직이,
면적%로, 베이나이트：70~95%, 및 페라이트：5~30%를 함유하고, 또한,
평균 결정입경이 12.0μm 이하인,
용접 구조체.
t≥50.0 … (i)
청구항 1에 있어서,
상기 접합 부재의 판두께 t(mm), 상기 거리 h₁(mm) 및 상기 거리 h₂(mm)가, 하기 (ii) 식 및 (iii) 식을 만족하는, 용접 구조체.
h₁≤t/4 … (ii)
h₂≤t/4 … (iii)
청구항 1 또는 청구항 2에 있어서,
상기 제1 표면 및 상기 피접합면에 수직인 단면에 있어서,
상기 제1 용접부에 있어서의, 상기 접합 부재 측의 지단(止端)과 루트를 지나는 선과 상기 피접합면이 이루는 예각 α₁(°), 상기 판두께 방향에 있어서의 이음의 부분 용입 d₁(mm) 및 상기 피접합 부재 측의 지단과 상기 제1 표면의 거리 s₁(mm), 그리고, 상기 제2 용접부에 있어서의, 상기 접합 부재 측의 지단과 루트를 지나는 선과 상기 피접합면이 이루는 예각 α₂(°), 상기 판두께 방향에 있어서의 이음의 부분 용입 d₂(mm) 및 상기 피접합 부재 측의 지단과 상기 제2 표면의 거리 s₂(mm)가, 하기 (iv)~(ix) 식을 만족하는, 용접 구조체.
45.0≤α₁≤70.0 … (iv)
45.0≤α₂≤70.0 … (ｖ)
d₁·sec(α₁)·cos(α₁/2)≥0.35t … (vi)
d₂·sec(α₂)·cos(α₂/2)≥0.35t … (vii)
s₁≥d₁(sec(α₁)-1) … (viii)
s₂≥d₂(sec(α₂)-1) … (ix)
청구항 1 내지 청구항 3 중 어느 한 항에 있어서,
상기 접합 부재의 화학 조성이, 질량%로,
C：0.030~0.100%,
Si：0.01~0.30%,
Mn：1.40~2.50%,
P：0.015% 이하,
S：0.0100% 이하,
Nb：0.005~0.030%,
Ti：0.005~0.030%,
N：0.0005~0.0050%,
Al：0.001~0.080%,
Cu：0.10~0.50%,
Ni：0.15~2.00%,
Cr：0~0.50%,
Mo：0~0.50%,
V：0~0.100%,
B：0~0.0030%,
Ca：0~0.0050%,
Mg：0~0.0050%,
REM：0~0.0050%,
잔부：Fe 및 불순물이며,
하기 (x) 식으로 나타내어지는 Ar₃이 600~740인, 용접 구조체.
Ar₃=940-310×C＋40×Si-90×Mn-40×Cu-60×Ni-15×Cr-80×Mo … (x)
단, 상기 식 중의 원소 기호는 각 원소의 함유량(질량%)을 나타낸다.
청구항 1 내지 청구항 4 중 어느 한 항에 있어서,
상기 접합 부재의 판두께 t(mm)가 하기 (xi) 식을 만족하는, 용접 구조체.
t＞80.0 … (xi)
청구항 1 내지 청구항 5 중 어느 한 항에 있어서,
상기 접합 부재의 항복 응력이 400~580MPa이고, 인장 강도가 510~750MPa인, 용접 구조체.