KR20220087871A - 용접부의 피로강도가 우수한 용접부재 및 그 제조방법 - Google Patents

용접부의 피로강도가 우수한 용접부재 및 그 제조방법 Download PDF

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Abstract

본 발명의 일 실시형태는 2매의 모재의 일부를 겹쳐서 용접재료를 이용하여 필릿 용접을 실시함으로써 얻어지는 용접부재로서, 상기 용접부재는 모재, 용접비드 및 루트부 보강 용접금속을 포함하고, 상기 모재는 인장강도가 780MPa 이상이고, 상기 용접비드의 토우각이 160° 이상이며, 상기 용접비드 및 루트부 보강 용접금속의 비커스 경도가 280 내지 320Hv이고, 피로강도가 350MPa 이상인 용접부의 피로강도가 우수한 용접부재 및 그 제조방법을 제공한다.

Description

용접부의 피로강도가 우수한 용접부재 및 그 제조방법{WELDED MEMBER HAVING EXCELLENT FATIGUE STRENGTH OF WELD ZONE AND METHOD OF MANUFACTURING THE SAME}
본 발명은 용접부의 피로강도가 우수한 용접부재 및 그 제조방법에 관한 것이다.
자동차 분야는 지구 온난화 문제 등 환경보호에 따른 연비규제 정책으로 인해 차체 및 부품류의 경량화 기술 연구가 큰 이슈로 부상하고 있다. 자동차 주행 성능에 중요한 샤시부품류 또한 이러한 기조에 따라 경량화를 위한 고강도 강재의 적용이 필요한 실정이다. 부품 경량화 달성을 위해서는 소재의 고강도화가 필수적이며, 반복적인 피로하중이 가해지는 환경에서 고강도 강재로 제작된 부품의 내구성능 보증이 중요한 요소라 할 수 있다. 자동차 샤시부품 조립시 강도 확보를 위해 주로 이용되는 아크용접의 경우, 용접와이어의 용착에 의해 부품간 겹침이음 용접이 이루어지므로 이음부의 기하학적 형상 부여가 불가피하다. 그러나, 이는 반복 피로응력 집중부(노치효과)로 작용하여 파단기점이 되어 결과적으로 부품의 내구성능 저하를 초래하므로 고강도 강재 적용의 이점이 상실되는 한계를 지닌다. 전술한 바와 같이 용접부의 피로특성은 주로 응력집중부인 비드 끝단부의 각도(토우각)을 저감하는 것이 무엇보다 중요하며, 용접입열에 따른 열영향부(HAZ)의 연화와는 직접적인 상관성이 없는 것으로 보고되고 있다.
한편, 상기 문제를 해결하기 위한 대표적인 기술로는 특허문헌 1이 있다. 특허문헌 1은 판두께가 5mm 이하이고, 인장강도가 780MPa 이상인 강재의 아크용접부 피로특성 향상을 위해 용접비드 토우부, 즉 열영향부(HAZ)의 온도구간 위치별 재질제어에 대한 개념을 제시(가령, 표면 0.1mm 깊이에서의 최소 경도의 위치가 용융선으로부터 0.3mm 이상 떨어져 있어야 함)하였으나, 용접비드 토우각 저감을 통해 피로특성 향상이 가능한 구체적인 용접방법에 대한 내용이 미비하다.
다른 기술로는 특허문헌 2 및 3이 있다. 특허문헌 2는 용접비드 끝단부를 치퍼(타격핀)로 연속적으로 타격하여 소성변형 영역을 형성함으로써 압축응력 부여를 통해 피로특성 향상이 가능함을 제시하였고, 특허문헌 3은 자동차용 샤시부품인 서브프레임과 브라켓 간 아크용접비드의 토우각을 저감하기 위해 용접후 플라즈마 열원을 통한 용접비드 끝단부의 재용융 처리 방법을 제안하였다. 그러나 상기 제안된 방법들은 용접후 공정이 추가되어 부품제작시 공정비용 증가가 불가피한 한계를 가진다.
또 다른 기술로는 특허문헌 4가 있다. 특허문헌 4는 용접후 레이저 재용융 등 특별한 후처리 없이도 우수한 피로강도의 확보가 가능한 용접부재를 제시하고 있으나, 피로강도의 수준이 최대 285MPa 수준에 불과하다는 단점이 있다.
일본 공개특허공보 특개2013-220431호 일본 공개특허공보 특개2014-014831호 일본 공개특허공보 특개2014-004609호 한국 공개특허공보 제10-2019-0103244호
본 발명의 일측면은, 용접부의 피로강도가 우수한 용접부재 및 그 제조방법을 제공하고자 하는 것이다.
본 발명의 일 실시형태는 2매의 모재의 일부를 겹쳐서 용접재료를 이용하여 필릿 용접을 실시함으로써 얻어지는 용접부재로서, 상기 용접부재는 모재, 용접비드 및 루트부 보강 용접금속을 포함하고, 상기 모재는 인장강도가 780MPa 이상이고, 상기 용접비드의 토우각이 160° 이상이며, 상기 용접비드 및 루트부 보강 용접금속의 비커스 평균 경도가 280 내지 320Hv이고, 피로강도가 350MPa 이상인 용접부의 평균 피로강도가 우수한 용접부재를 제공한다.
본 발명의 다른 실시형태는 2매의 모재의 일부를 겹쳐서 용접재료를 이용하여 필릿 용접을 실시하는 용접부재의 제조방법으로서, 상기 모재는 인장강도가 780MPa 이상이고, 상기 용접시 부피%로, 5~10%의 CO2와 잔부 Ar을 포함하는 보호가스를 이용하며, 상기 용접시 하기 [식 1]로 정의되는 용접 입열량(Q)이 1.15t ≤ Q ≤ 1.6t(t는 모재 두께(mm)이며, Q의 단위는 kJ/cm임)를 만족하고, 상기 용접재료는 하기 [식 2]로 정의되는 비저항(R)이 0.5 ≤ R ≤ 1.1을 만족하고, 하기 [식 3]으로 정의되는 X가 0.6 ≤ X ≤ 3.4를 만족하는 용접부의 피로강도가 우수한 용접부재의 제조방법을 제공한다.
[식 1] Q = (I × E) × 0.048 /υ
[식 2] R = [Si] + 0.25 × ([Mn] + [Cr])
[식 3] X = 28 × [Si] / [Mn]2 - [Cr] / 3 + 4 × [Mo]
(단, 상기 [식 1]에서 I, E 및 υ는 각각 용접전류[A], 용접전압[V], 용접속도(cm/min)를 나타내고, 상기 [식 2] 및 [식 3]에서 [Si], [Mn], [Cr] 및 [Mo]는 각각의 원소 함량(중량%)을 나타냄.)
본 발명의 일측면에 따르면, 용접부의 피로강도가 우수한 용접부재 및 그 제조방법을 제공할 수 있다.
도 1은 본 발명의 일 실시예에 따른 용접부재의 단면조직을 나이탈 용액으로 에칭한 뒤 광학현미경으로 관찰한 사진이며, (a)는 발명예 1의 사진이고, (b)는 비교예 5의 사진이다.
도 2는 본 발명의 일 실시예에 따른 용접부재의 경도분포이며, (a)는 발명예 1의 경도분포이고, (b)는 비교예 5의 경도분포이다.
도 3은 본 발명의 일 실시예에 따른 발명예 1을 EBSD로 관찰한 IQ(Image Quality)와 IPF(Inverse Pole Figure) 사진이다.
도 4는 본 발명의 일 실시예에 따른 비교예 5를 EBSD로 관찰한 IQ(Image Quality)와 IPF(Inverse Pole Figure) 사진이다.
이하, 본 발명의 일 실시형태에 따른 용접부의 피로강도가 우수한 용접부재에 대하여 설명한다.
본 발명의 용접부재는 2매의 모재의 일부를 겹쳐서 용접재료를 이용하여 필릿 용접을 실시함으로써 얻어질 수 있다. 이 때, 상기 용접부재는 모재, 용접비드 및 루트부 보강 용접금속을 포함하는 것을 특징으로 한다. 상기 루트부 보강 용접금속이란 가스 실드 아크 용접시 용융금속이 겹침 이음부 상판과 하판 사이로 원활하게 침투하는 용입 특성에 따라 형성된 부가적인 용접금속을 의미한다. 상기 루트부 보강 용접금속은 용접비드의 후단부와 모재의 겹침부 사이에 존재하게 된다. 이 영역에 상기 루트부 보강 용접금속이 형성되도록 함으로써 통상의 피로환경에서 용접 루트부 응력집중에 따른 피로강도 저하를 효과적으로 방지할 수 있는 효과를 얻을 수 있다.
상기 모재는 인장강도가 780MPa 이상인 것이 바람직하다. 이와 같이, 고강도의 모재를 이용함으로써 자동차 분야에 사용되는 차체 부품에 적용시 경량화를 달성할 수 있다. 한편, 본 발명에서는 상기와 같이 780MPa 이상의 고강도를 갖는 강종이라면 그 종류에 대해서 특별히 한정하지 않는다. 다만, 바람직하게는 본 발명에 적용되는 용접재료의 합금조성과 유사한 합금조성을 가질 수 있다. 예를 들면, 상기 모재는 중량%로, C: 0.02~0.08%, Si: 0.01~0.5%, Mn: 0.8~1.8%, Al: 0.01~0.1%, P: 0.001~0.02%, S: 0.001~0.01%, N: 0.001~0.01%, Ti: 0.01~0.12%, Nb: 0.01~0.05%, 잔부 Fe 및 기타 불가피한 불순물을 포함할 수 있다. 또한, 상기 모재는 추가적으로 Mo, Cr, V, Ni, B 중 1종 이상을 그 합계량으로 1.5중량%이하가 되도록 포함할 수 있다.
상기 모재는 두께가 1.0~2.0mm일 수 있다. 상기 모재의 두께가 1.0mm 미만인 경우에는 통상의 가스 실드 아크 용접시 용락 발생에 민감해질 뿐만 아니라 루트부 보강 용접금속을 형성하기 위한 충분한 아크력이 발휘되기 어려운 단점이 있을 수 있다. 반면, 2.0mm를 초과하는 경우에는 겹침 이음부의 두께 단차가 과도해져 우수한 피로강도 확보를 위한 용접비드 토우각을 확보하기 어려울 수 있다.
상기 2매의 모재 간 겹침부 간격(용접되는 상판과 하판 간의 간격)은 0.5mm 이하(0mm 포함)일 수 있다. 상기 2매의 모재 간 겹침부 간격이 0.5mm를 초과하는 경우에는 상기의 적정 모재 두께 범위 내에서 우수한 피로강도를 달성하기 위한 용접비드 토우각을 확보하는 것이 곤란할 수 있다. 상기 2매의 모재 간 겹침부 간격이란 용접되는 상판과 하판간의 간격을 의미한다.
상기 용접비드의 토우각은 160° 이상인 것이 바람직하다. 상기 용접비드 토우각이란 용접비드의 끝단부에서 상기 용접비드와 2매의 모재 중 하부에 위치하는 모재가 이루는 각도를 의미한다. 상기 용접비드의 토우각을 제어하는 이유는 통상의 피로환경에서 용접부의 응력집중을 완화하기 위함이다. 즉, 상기 용접비드의 토우각을 높게 제어함으로써 통상적인 용접부 대비 피로강도가 월등히 향상되는 효과를 얻을 수 있으며, 만일 상기 용접비드의 토우각이 160° 미만인 경우에는 상기 효과를 충분히 얻기 곤란할 수 있다.
상기 용접비드는 침상 페라이트 및 베이나이트 중 하나 이상의 미세조직을 포함하고, 상기 침상 페라이트 및 베이나이트는 평균 유효 결정립 크기가 5㎛ 이하일 수 있다. 상기 침상 페라이트 및 베이나이트는 용접금속 즉, 용접비드의 강도 및 인성 확보에 유리한 미세조직이다. 또한, 본 발명에서는 상기 침상 페라이트 및 베이나이트의 결정립을 미세화함으로써 용접비드 및 루트부 보강 용접금속의 충분한 강도 및 인성을 동시에 확보할 수 있는 효과를 얻을 수 있다. 만일, 상기 침상 페라이트 및 베이나이트의 평균 유효 결정립 크기가 5㎛를 초과하는 경우에는 상술한 바와 같이 용접금속의 충분한 강도 및 인성을 동시에 확보하기 어려운 단점이 있다. 한편, 상기 언급한 평균 유효 결정립 크기란 단위면적당 결정립 수로부터 환산된 결정립의 평균 크기를 의미한다.
한편, 상기 용접시 이용되는 용접재료는 중량%로, C: 0.06~0.1%, Si: 0.04~0.2%, Mn: 1.6~1.9%, Cr: 0.5~1.6%, Mo: 0.1~0.6%, 잔부 Fe 및 기타 불가피한 불순물을 포함할 수 있다.
C: 0.06~0.1%
상기 C는 아크를 안정화해서 용적을 미립화하는 작용에 유리한 원소이다. 상기 C의 함량이 0.06% 미만이면 용적이 조대화되어 아크가 불안정해지고, 스패터 발생량이 많아질 뿐만 아니라 용접금속의 충분한 강도 확보가 어려워지는 단점이 있을 수 있다. 반면, 0.1%를 초과하면 용융금속의 점성이 낮아져 비드 형상이 불량해질 뿐만 아니라 용접금속을 과도하게 경화시켜 인성이 저하되는 단점이 있을 수 있다. 상기 C 함량의 하한은 0.062%인 것이 보다 바람직하고, 0.065%인 것이 보다 더 바람직하며, 0.07%인 것이 가장 바람직하다. 상기 C 함량의 상한은 0.095%인 것이 보다 바람직하고, 0.09%인 것이 보다 더 바람직하며, 0.085%인 것이 가장 바람직하다.
Si: 0.04~0.2%
상기 Si는 아크용접시에 있어서의 용융금속 탈산을 촉진하는 원소(탈산 원소)로서 블로우홀의 발생 억제에 유리한 원소이다. 상기 Si의 함량이 0.04% 미만이면 탈산 부족이 되어 블로우홀이 발생하기 쉬워지는 단점이 있을 수 있고, 0.2%를 초과하면 비전도성 슬래그의 발생을 현저하게 하여 용접부의 도장 불량을 야기하고 과도한 탈산으로 인한 용접부 표면활성화 부족으로 용융금속의 용입성이 저하되는 단점이 있을 수 있다. 상기 Si 함량의 하한은 0.045%인 것이 보다 바람직하고, 0.05%인 것이 보다 더 바람직하며, 0.06%인 것이 가장 바람직하다. 상기 Si 함량의 상한은 0.15%인 것이 보다 바람직하고, 0.1%인 것이 보다 더 바람직하며, 0.08%인 것이 가장 바람직하다.
Mn: 1.6~1.9%
상기 Mn은 탈산 원소이며 아크 용접 시에 용융 금속의 탈산을 촉진하여 블로우홀 발생 억제에 유리한 원소이다. 상기 Mn의 함량이 1.6% 미만이면 상술한 Si 함량의 적정 범위 내에서 탈산 부족이 되어 블로우홀 발생이 쉬워지는 단점이 있을 수 있고, 1.9%를 초과하면 용융 금속의 점성이 과도하게 높아져서 용접 속도가 빠른 경우에 용접 부위에 적절하게 용융 금속이 유입될 수 없어 험핑 비드가 됨에 따라 비드 형상 불량이 발생하기 쉬워지는 단점이 있을 수 있다. 상기 Mn 함량의 하한은 1.65%인 것이 보다 바람직하고, 1.7%인 것이 보다 더 바람직하며, 1.75%인 것이 가장 바람직하다. 상기 Mn 함량의 상한은 1.87%인 것이 보다 바람직하고, 1.85%인 것이 보다 더 바람직하며, 1.8%인 것이 가장 바람직하다.
Cr: 0.5~1.6%
상기 Cr은 페라이트 안정화 원소이며 용접금속의 강도를 향상시키는 경화능 확보에 유리한 원소이다. 상기 Cr의 함량이 0.5% 미만이면 용접금속의 충분한 강도 확보가 어려운 단점이 있을 수 있고, 1.6%를 초과하면 경우에 따라 용접금속의 취성이 불필요하게 증가하여 충분한 인성을 확보하기 곤란한 단점이 있을 수 있다. 상기 Cr 함량의 하한은 0.6%인 것이 보다 바람직하고, 0.7%인 것이 보다 더 바람직하며, 0.8%인 것이 가장 바람직하다. 상기 Cr 함량의 상한은 1.55%인 것이 보다 바람직하고, 1.5%인 것이 보다 더 바람직하며, 1.45%인 것이 가장 바람직하다.
Mo: 0.1~0.6%
상기 Mo는 페라이트 안정화 원소이며 용접금속의 강도를 향상시키는 경화능 확보에 유리한 원소이다. 상기 Mo의 함량이 0.1% 미만이면 상술한 적정 성분 범위 내에서 용접금속의 충분한 강도 확보가 어려운 단점이 있을 수 있고, 0.6%를 초과하면 경우에 따라 용접금속의 인성이 저하되는 단점이 있을 수 있다. 상기 Mo 함량의 하한은 0.15%인 것이 보다 바람직하고, 0.2%인 것이 보다 더 바람직하며, 0.25%인 것이 가장 바람직하다. 상기 Mo 함량의 상한은 0.55%인 것이 보다 바람직하고, 0.52%인 것이 보다 더 바람직하며, 0.5%인 것이 가장 바람직하다.
또한, 상기 용접재료는 P: 0.015% 이하, S: 0.005% 이하, Ni: 0.10% 이하, Cu: 0.25% 이하, Al: 0.10% 이하를 추가로 포함할 수 있다.
P: 0.015% 이하
상기 P는 일반적으로 강 내에 불가피한 불순물로 혼입되는 원소이며, 아크 용접용 솔리드 와이어 내에도 통상적인 불순물로서 포함되는 원소이다. 상기 P의 함량이 0.015%를 초과하면 용접 금속의 고온 균열이 현저해지는 단점이 있을 수 있다. 상기 P 함량은 0.014% 이하인 것이 보다 바람직하고, 0.012% 이하인 것이 보다 더 바람직하며, 0.01% 이하인 것이 가장 바람직하다.
S: 0.01% 이하
상기 S는 일반적으로 강 내에 불가피한 불순물로 혼입되는 원소이며, 아크 용접용 솔리드 와이어 내에도 통상적인 불순물로서 포함되는 원소이다. 상기 S의 함량이 0.01%를 초과하면 경우에 따라 용접 금속의 인성이 악화되고 용접시 용융 금속의 표면 장력이 부족해 하진으로 고속 용접시 중력에 의해 용융부가 과도하게 흘러내려 용접비드의 형상이 불량해지는 단점이 있을 수 있다. 상기 S 함량은 0.008% 이하인 것이 보다 바람직하고, 0.006% 이하인 것이 보다 더 바람직하며, 0.005% 이하인 것이 가장 바람직하다.
Ni: 0.40% 이하
상기 Ni는 용접 금속의 강도와 인성을 향상시킬 수 있는 원소이다. 다만, 상기 Ni의 함량이 0.40%를 초과하면 상술한 적정 성분 범위 내에서 균열에 민감해지는 단점이 있을 수 있다. 상기 Ni 함량은 0.30% 이하인 것이 보다 바람직하고, 0.20% 이하인 것이 보다 더 바람직하며, 0.10% 이하인 것이 가장 바람직하다.
Cu: 0.50% 이하
상기 Cu는 일반적으로 와이어를 이루는 강 중 불순물로서 0.02% 정도 함유되는 경우가 보통인데, 아크 용접용 솔리드 와이어의 경우 주로 와이어 표면에 실시한 구리 도금에 기인하여 그 함량이 결정될 수 있다. 상기 Cu는 와이어의 송급성과 통전성을 안정화 시킬 수 있는 원소이다. 다만, 상기 Cu의 함량이 0.50%를 초과하면 용접 금속의 균열 감수성이 높아지는 단점이 있을 수 있다. 상기 Cu 함량은 0.45% 이하인 것이 보다 바람직하고, 0.40% 이하인 것이 보다 더 바람직하며, 0.30% 이하인 것이 가장 바람직하다.
Al: 0.20% 이하
상기 Al은 탈산 원소로서 아크 용접 시의 용융 금속의 탈산을 촉진함으로써 용접 금속의 강도를 향상시킬 수 있는 원소이다. 상기 Al의 함량이 0.20%를 초과하면 Al계 산화물 생성이 증가하여 상술한 적정 성분 범위 내에서 경우에 따라 용접 금속의 강도와 인성이 저하되고 비전도성 산화물로 인한 용접부의 전착 도장 불량이 민감해지는 단점이 있을 수 있다. 상기 Al 함량은 0.15% 이하인 것이 보다 바람직하고, 0.12% 이하인 것이 보다 더 바람직하며, 0.10% 이하인 것이 가장 바람직하다.
한편, 본 발명에서는 상기 용접재료의 종류에 대해서 특별히 한정하지 않으나, 바람직하게는 솔리드 와이어 또는 메탈 코어드 와이어를 이용할 수 있다. 보다 바람직하게는, 솔리드 와이어를 이용하는 것이며, 상기 솔리드 와이어는 와이어 강성 확보에 보다 유리하여 용접시 와이어의 우수한 송급성 및 직진성 확보를 통해 용융금속의 용입성 향상 효과를 얻을 수 있다.
전술한 바와 같이 제공되는 본 발명의 용접부재는 상기 용접비드 및 루트부 보강 용접금속의 비커스 평균 경도가 280 내지 320Hv이고, 평균 피로강도가 350MPa 이상으로서, 매우 우수한 용접부의 피로강도를 확보할 수 있다.
이하, 본 발명의 일 실시형태에 따른 용접부의 피로강도가 우수한 용접부재의 제조방법에 대하여 설명한다.
본 발명의 제조방법은 2매의 모재의 일부를 겹쳐서 용접재료를 이용하여 필릿 용접을 실시하는 것으로 이루어질 수 있다. 상기 필릿 용접시 가스 실드 아크 용접을 이용하는 것이 바람직하다.
이 때, 상기 용접시 부피%로, 5~10%의 CO2와 잔부 Ar을 포함하는 보호가스를 이용하는 것이 바람직하다. 상기 CO2는 아크 용접시 해리 반응에 의해 아크 수축을 발생시켜 아크의 핀치력 및 표면 활성화에 의한 용융 금속의 용입성 확보에 유리한 가스이다. 상기 CO2의 분율이 5% 미만인 경우에는 아크 용접시 와이어의 용적 이행이 불안정해지고 용융 금속의 용입성이 불량해질 수 있는 단점이 있고, 10%를 초과하는 경우에는 아크 수축이 증가하여 용입성은 증가하나 우수한 용접부의 피로 특성 확보를 위한 충분한 토우각 확보가 곤란한 단점이 있다.
또한, 상기 용접시 하기 [식 1]로 정의되는 용접 입열량(Q)이 1.15t ≤ Q ≤ 1.6t(t는 모재 두께(mm)이며, Q의 단위는 kJ/cm임)를 만족하는 것이 바람직하다. 상기 용접 입열량(Q)이 1.15t 미만이면 용접금속 및 조대화 결정립 열영향부(Coarse Grained Heat Affected Zone)의 강도 및 인성이 부족해질 우려가 있으며, 1.6t를 초과하면 용접금속 강도 부족 및 용접 열영향부의 강도 저하가 너무 과해질 뿐만 아니라 용접부에 백비드 및 용락이 발생하기 쉬어져 불량이 되어버리는 문제가 있다.
[식 1] Q = (I × E) × 0.048 /υ
(단, 상기 [식 1]에서 I, E 및 υ는 각각 용접전류[A], 용접전압[V], 용접속도(cm/min)를 나타냄.)
본 발명의 용접부재는 용접재료를 이용하여 2매 이상의 모재를 용접함으로써 얻어지는 용접부를 갖는 용접부재로서, 상술한 용접재료의 화학성분에 따른 탈산 제어로 용접부 표면 활성화 및 용접 와이어의 비저항 감소에 따른 아크 핀치력 증대로 용융금속의 용입성 향상이 가능해진다. 특히, 용접재료의 합금성분 중 주요한 탈산 원소인 Si의 함량 제어를 통해 아크 용접시 과도한 탈산을 방지할 수 있다. 한편, 통상적인 가스 실드 아크 용접은 정전압 방식으로 제어되기 때문에 아크전류 흐름의 양극 역할을 하는 용접 와이어의 비저항이 감소할수록 용융금속의 용입을 증가시킬 수 있는 용접전류, 즉 아크 핀치력은 증가하게 된다. 이에 따라, 상기 용접시 이용되는 상기 용접재료는 하기 [식 2]로 정의되는 비저항(R)이 0.5 ≤ R ≤ 1.1을 만족하는 것이 바람직하다. 한편, 상기 비저항(R)이 0.5 미만인 경우에는 용접시 용융금속의 탈산이 부족해질 뿐만 아니라 용접 와이어 비저항이 너무 낮아 와이어 선단의 용적 이행이 불량해져 양호한 용접비드를 얻기 곤란한 단점이 있고, 1.1을 초과하는 경우에는 상술한 원리에 따라 충분한 아크 핀치력이 발휘되지 않아 용융금속의 용입성이 부족해지는 단점이 있다.
[식 2] R = [Si] + 0.25 × ([Mn] + [Cr])
(단, 상기 [식 2]에서 [Si], [Mn] 및 [Cr]은 각각의 원소 함량(중량%)을 나타냄.)
더하여, 상기 용접재료는 하기 [식 3]으로 정의되는 X가 0.6 ≤ X ≤ 3.4를 만족하는 것이 바람직하다. 본 발명에서 대상으로 하는 박판의 아크 용접시 용접금속부의 연속 냉각에 따른 상변태 조직은 상술한 X의 값에 따라 급격히 변화하게 되며, 이때 확산 없이 격자 변형에 의해 발생된 변태에 따라 생성된 대표적인 저온변태상인 침상형 페라이트 및 베이나이트 미세조직의 확보를 통해 용접금속부의 충분한 강도 및 인성 확보가 가능하다. 이에 따라, 상술한 바와 같이 평활하게 형성된 용접 토우부 및 루트부 보강 용접금속과 함께 용접금속부의 치밀한 미세조직 확보를 통해 우수한 용접부의 피로강도 구현이 가능하다. 이때 침상형 페라이트 변태의 핵생성은 용접모재 및 용접재료에 함유된 미량의 불순물 원소에서 생성된 복합 산화물로부터 시작되며, 침상형 페라이트 상의 변태 촉진을 위해서는 용접 보호가스의 CO2 분율이 5~10부피%일 때 보다 효과적이다. 아크 용접시 CO2의 해리 반응에 따라 생성되는 산소의 양이 상술한 적정 범위보다 과도할 경우에는 산화물의 갯수는 많아지나 핵생성을 위한 임계 산화물 크기에 도달하지 못해 침상형 페라이트 상 변태 발생에 용이하지 않고, 인성 확보에 불리한 입계 페라이트의 변태가 증가하게 된다. 이와 반대로, 산소량이 적정 범위보다 부족할 경우에는 용접모재인 강재 및 용접 와이어에 함유된 경화성 원소의 산화 감소로 경화능이 증가하여 침상형 페이라이트 변태 보다는 베이나이트 및 마르텐사이트와 같은 저온 변태 발생이 우세하게 된다. 상술한 용접비드의 토우각 증대 및 침상형 페라이트의 상 분율 증대 효과를 모두 얻기 위해서는 C02 분율이 5부피%에 근접하는 것이 바람직하다. 또한 상술한 바와 같이 용접재료의 화학성분 중 강력한 탈산 원소인 Si 함량을 적절히 제어함으로써 복합산화물의 형성에 도움이 될 수 있다. 또한 루트부의 보강 용접금속을 포함한 용접금속부의 비커스 경도(Hv, 하중 500gf, 0.2mm 간격으로 측정)로 280 이상이 될 때 용접부 피로강도의 월등한 향상이 가능하다. 한편, 상기 X의 값이 0.6 미만인 경우에는 주로 마르텐사이트 상 변태가 촉진되어 용접금속의 취성이 증가하는 단점이 있고, 3.4를 초과하는 경우에는 이와 반대로 경화능의 부족으로 용접금속의 강도가 저하되는 단점이 있다.
[식 3] X = 28 × [Si] / [Mn]2 - [Cr] / 3 + 4 × [Mo]
(단, 상기 [식 3]에서 [Si], [Mn], [Cr] 및 [Mo]는 각각의 원소 함량(중량%)을 나타냄.)
이하, 실시예를 통해 본 발명을 보다 상세히 설명한다. 다만, 하기 실시예는 본 발명을 보다 상세히 설명하기 위한 예시일 뿐 본 발명의 권리범위를 한정하지는 않는다.
(실시예 1)
하기 표 1에 기재된 합금조성을 갖는 잉곳을 용해한 후, 열간압연을 통해 실온에서 신선한 후 어닐링함으로써 용접 와이어를 제조하였다. 이어서, 상기 와이어 표면에 Cu 도금층을 형성시켰으며, 이때, 도금층을 포함하는 용접 와이어 전체에 대한 Cu 함량은 0.12~0.50중량%가 되도록 하였다. 이후, 상기 Cu 도금된 용접 와이어를 신선하여, 직경이 0.9~1.2mm인 용접용 솔리드 와이어로 제작하였다.
이와 같이 제작된 용접용 솔리드 와이어를 사용하여, 하기 표 2에 기재된 합금조성을 갖는 PO(Pickled & Oiled) 강판 2매를 하기 표 3에 기재된 용접조건을 이용하여 필릿 용접(겹치기 이음 용접)하였다. 이 때, 상기 PO 강판의 인장강도는 780MPa이었으며, 평균 경도는 260Hv, 두께는 2.0mm였다. 상기 용접시 상기 2매의 모재 간 겹침부 간격은 0.5mm 이하가 되도록 클램핑으로 고정하고, 겹치기 이음부로 하여 와이어 돌출길이: 15mm, 용접속도: 80cm/min인 조건으로 펄스 MAG 용접하였다.
상기와 같은 용접을 통해 제조된 용접부재에 대하여 루트부 보강 용접금속 형성유무, 용접비드 토우각, 용접비드 및 루트부 보강 용접금속의 비커스 평균 경도와 평균 피로강도, 미세조직 및 평균 유효 결정립 크기를 측정한 뒤, 그 결과를 하기 표 4에 나타내었다.
루트부 보강 용접금속 형성유무는 용접비드의 후단부와 모재의 겹침부 사이, 즉 용접비드의 용융경계선(용접금속과 열영향부의 경계)을 벗어난 영역에서 부가적인 용접금속의 존재로 판단하였다.
용접비드 토우각은 용접비드 토우부 곡면과의 법선과 맞닿은 용접모재 하판 기준면이 이루는 외각으로 측정하였다.
용접비드 및 루트부 보강 용접금속의 비커스 평균 경도는 하중이 500gf인 조건에서 비커스 경도계를 이용하여 폭 방향 기준으로 0.2mm 간격으로 측정한 뒤, 평균값을 측정하였다.
용접비드 및 루트부 보강 용접금속의 평균 피로강도는 용접부로부터 시편을 채취한 뒤, 피로시험을 실시하여 피로수명이 2 × 106 Cycles를 만족하는 최대 부가 하중을 피로강도로 정의하였다. 이때, 피로강도는 3개의 시편에 대한 평균값을 기재하였다. 상기 피로시험은 각 하중에 대한 인장-인장 고주기 피로시험을 이용하여 용접부의 피로수명(Cycles)을 측정하였으며, 이때, 최소 하중 및 최대 하중의 비는 0.1이고, 반복 하중 주파수는 15Hz로 하였고, 또한, 하중(kN)을 각각의 시편의 폭과 두께에 따른 면적으로 나눠 환산된 강도(MPa)에 해당하는 피로수명을 도출하였다.
미세조직은 용접부재의 단면조직을 미세 연마하여 나이탈(Nital) 용액으로 에칭한 뒤, 광학현미경으로 관찰하였다. 또한, EBSD(Electron Backscattered Diffraction)를 통해 Kikuchi 패턴을 분석하여 결정입계 및 결정립 방위 정보를 시각화한 IQ(Image Quality)와 IPF(Inverse Pole Figure) Map을 얻어 냈다.
평균 유효 결정립 크기는 상술한 광학현미경으로 관찰한 미세조직 사진과 함께 EBSD의 IQ 및 IPF Map을 참고하여 결정립을 구분한 뒤, 단위면적당 결정립 수로부터 환산된 결정립의 평균 크기를 산출하는 방법으로 측정하였다.
와이어 No. 합금조성(중량%)
C Si Mn Cr Mo P S Ni Cu Al Fe
1 0.07 0.06 1.70 1.37 0.49 0.004 0.001 0.02 0.12 0.001 잔부
2 0.09 0.86 1.46 0.04 0.003 0.015 0.01 0.02 0.18 0.001 잔부
합금조성(중량%)
C Si Mn Al P S N Ti Nb Cr Fe
0.07 0.3 1.6 0.03 0.009 0.001 0.001 0.1 0.015 0.7 잔부
구분 와이어No. 보호가스(부피%) 용접 입엽량(Q)(kJ/cm) 용접재료(R) 용접재료(X)
비교예1 1 3%CO2+Ar 3.2 0.83 2.08
발명예1 1 5%CO2+Ar 2.5 0.83 2.08
비교예2 1 15%CO2+Ar 2.8 0.83 2.08
비교예3 1 10%CO2+Ar 2.0 0.83 2.08
발명예2 1 10%CO2+Ar 3.0 0.83 2.08
비교예4 1 8%CO2+Ar 3.4 0.83 2.08
비교예5 2 5%CO2+Ar 2.6 1.24 11.3
R = [Si] + 0.25 × ([Mn] + [Cr])
X = 28 × [Si] / [Mn]2 - [Cr] / 3 + 4 × [Mo]
구분 루트부 보강 용접금속
형성유무		 용접비드 토우각
(°)		 미세조직 평균 유효 결정립 크기
(㎛)		 용접비드 및 루트부 보강 용접금속
비커스 평균 경도
(Hv)		 평균 피로강도
(MPa)
비교예1 무 162 AF+B 5.0 284 300
발명예1 유 164 AF+B 3.2 292 360
비교예2 유 155 AF+B+GF 3.8 281 280
비교예3 유 158 B+GF 3.5 302 290
발명예2 유 160 AF+B 4.6 287 350
비교예4 유 156 AF+GF 6.7 272 260
비교예5 무 157 PF+B 8.1 268 120
AF: 침상 페라이트, B: 베이나이트, GF: 입계 페라이트, PF: 입상 페라이트
상기 표 1 내지 4를 통해 알 수 있듯이, 본 발명이 제안하는 제조조건을 만족하도록 제조된 용접부재는 본 발명이 얻고자 하는 용접비드 토우각, 미세조직 및 평균 유효 결정립 크기를 확보함으로써 모재 대비 우수한 비커스 평균 경도와 평균 피로강도를 가짐을 알 수 있다.
반면, 비교예 1은 본 발명이 제안하는 보호가스의 CO2 분율 보다 낮은 수준이어서 루트부 보강 용접금속이 형성되지 않아, 평균 피로강도가 낮은 수준임을 알 수 있다.
비교예 2는 본 발명이 제안하는 본 발명이 제안하는 보호가스의 CO2 분율을 초과하는 수준이어서 용접비드 토우각이 작으며, 이로 인해 평균 피로강도가 낮은 수준임을 알 수 있다.
비교예 3은 본 발명이 제안하는 용접 입열량 보다 낮은 수준이어서 경화능이 증가함에 따라 비커스 평균 경도는 높은 반면, 용접비드 토우각이 작아짐에 따라 평균 피로강도가 낮은 수준임을 알 수 있다.
비교예 4는 본 발명이 제안하는 용접 입열량을 초과하는 수준이어서 경화능이 감소함에 따라 비커스 평균 경도가 낮고, 반면 평균 유효 결정립 크기는 증가하며, 용접비드 토우각이 작아, 평균 피로강도가 낮은 수준임을 알 수 있다.
비교예 5는 본 발명이 제안하는 용접재료의 R 및 X 값을 만족하지 않음에 따라, 루트부 보강 용접금속이 형성되지 않았을 뿐 아니라 용접비드 토우각이 작으며, 이로 인해 비커스 평균 경도와 평균 피로강도가 낮은 수준임을 알 수 있다.
도 1은 용접부재의 단면조직을 나이탈 용액으로 에칭한 뒤 광학현미경으로 관찰한 사진이며, (a)는 발명예 1의 사진이고, (b)는 비교예 5의 사진이다. 도 1을 통해 알 수 있듯이, 발명예 1의 경우 용접비드의 토우각이 164°로서 매우 평활하며, 용융금속의 용입성 증대로 루트부 보강 용접금속의 형성이 두드러지는 것을 확인할 수 있다. 반면, 비교예 5의 경우 용접비드의 토우각이 157°로서 상대적으로 곡률반경이 작아 내피로에 불리하고, 루트부 보강 용접금속이 전혀 형성되어 있지 않음을 알 수 있다.
도 2는 용접부재의 경도분포이며, (a)는 발명예 1의 경도분포, (b)는 비교예 5의 경도분포이다. 도 2를 통해 알 수 있듯이, 발명예 1의 경우 루트부 보강 용접금속을 포함한 용접금속부의 경도가 280~320Hv 수준으로서 모재의 평균 경도인 260Hv를 상회하는 반면, 비교예 1의 경우 모재의 평균 경도와 유사한 수준에 불과한 것을 알 수 있다.
도 3 및 4는 각각 발명예 1과 비교예 5를 EBSD로 관찰한 IQ(Image Quality)와 IPF(Inverse Pole Figure) 사진이다. 도 3 및 4를 통해 알 수 있듯이, 발명예 1은 비교예 5에 비하여 상대적으로 치밀한 미세조직을 갖고 있음을 알 수 있다.
(실시예 2)
용접부의 피로수명을 평가하기 위해, 실시예 1에 기재된 발명예 1과 비교예 5에 해당하는 용접부재로부터 피로시험용 시편을 준비하였다. 이 때, 모재를 폭: 150mm, 길이: 120mm로 절단한 후, 겹침부의 폭을 25mm로 하여 이음부의 양쪽을 약 100mm 용접하였다. 이후, 용접부재의 중앙부에서 폭이 50mm인 시편을 채취한 뒤, 겹침부의 단차 즉, 모재 두께 만큼의 보상재를 폭 50mm 및 길이 40mm로 하여 시편의 양단에 점 용접함으로써 일축 하중이 부가되도록 하여 피로시험용 시편을 준비하였다. 그 다음, 각 하중에 대한 인장-인장 고주기 피로시험을 실시하여 용접부의 피로수명(Cycles)을 측정한 뒤, 그 결과를 하기 표 5에 나타내었다. 이때, 최소 하중 및 최대 하중의 비는 0.1이고, 반복 하중 주파수는 15Hz로 하였다. 또한, 하중(kN)을 각각의 시편의 폭과 두께에 따른 면적으로 나눠 환산된 강도(MPa)에 해당하는 피로수명을 도출하였고, 이때의 피로수명이 2 × 106 Cycles를 만족하는 최대 부가 하중을 피로강도로 정의하였다.
No. 최대하중
(MPa)		 최소하중
(MPa)		 피로수명
(Cycles)
발명예1 비교예5
1 420 42 33,078 미측정
2 400 40 45,103 미측정
3 360 36 2,000,000 미측정
4 340 34 2,000,000 미측정
5 320 32 2,000,000 5,937
6 300 30 2,000,000 76,844
7 240 24 2,000,000 112,197
8 220 22 2,000,000 205,860
9 180 18 2,000,000 678,821
10 120 12 2,000,000 2,000,000
상기 표 5를 통해 알 수 있듯이, 발명예 1은 비교예 5의 피로강도인 120MPa의 3배 수준인 360MPa의 피로강도를 나타내고 있다. 한편, 비교예 5의 경우에는 최대하중이 180MPa 이상일 때부터 피로수명의 급격한 감소를 보였다. 아울러, 최대 하중이 320MPa 이상일 때부터는 용접비드 토우부가 아닌 루트부에서 피로 파손이 발생한 반면, 발명예 1의 용접부는 360MPa까지 토우부 및 루트부의 피로 파손이 전혀 발생하지 않는 우수한 피로강도 확보가 가능하였다.

Claims (15)

  1. 2매의 모재의 일부를 겹쳐서 용접재료를 이용하여 필릿 용접을 실시함으로써 얻어지는 용접부재로서,
    상기 용접부재는 모재, 용접비드 및 루트부 보강 용접금속을 포함하고,
    상기 모재는 인장강도가 780MPa 이상이고,
    상기 용접비드의 토우각이 160° 이상이며,
    상기 용접비드 및 루트부 보강 용접금속의 비커스 평균 경도가 280 내지 320Hv이고, 평균 피로강도가 350MPa 이상인 용접부의 피로강도가 우수한 용접부재.
  2. 청구항 1에 있어서,
    상기 모재는 중량%로, C: 0.02~0.08%, Si: 0.01~0.5%, Mn: 0.8~1.8%, Al: 0.01~0.1%, P: 0.001~0.02%, S: 0.001~0.01%, N: 0.001~0.01%, Ti: 0.01~0.12%, Nb: 0.01~0.05%, 잔부 Fe 및 기타 불가피한 불순물을 포함하는 용접부의 피로강도가 우수한 용접부재.
  3. 청구항 2에 있어서,
    상기 모재는 Mo, Cr, V, Ni, B 중 1종 이상을 그 합계량으로 1.5중량%이하가 되도록 추가로 포함하는 용접부의 피로강도가 우수한 용접부재.
  4. 청구항 1에 있어서,
    상기 모재는 두께가 1.0~2.0mm인 용접부의 피로강도가 우수한 용접부재.
  5. 청구항 1에 있어서,
    상기 2매의 모재 간 겹침부 간격은 0.5mm 이하(0mm 포함)인 용접부의 피로강도가 우수한 용접부재.
  6. 청구항 1에 있어서,
    상기 용접비드는 침상 페라이트 및 베이나이트 중 하나 이상의 미세조직을 포함하고, 상기 침상 페라이트 및 베이나이트는 평균 유효 결정립 크기가 5㎛ 이하인 용접부의 피로강도가 우수한 용접부재.
  7. 청구항 1에 있어서,
    상기 용접재료는 중량%로, C: 0.06~0.1%, Si: 0.04~0.2%, Mn: 1.6~1.9%, Cr: 0.5~1.6%, Mo: 0.1~0.6%, 잔부 Fe 및 기타 불가피한 불순물을 포함하는 용접부의 피로강도가 우수한 용접부재.
  8. 청구항 7에 있어서,
    상기 용접재료는 P: 0.015% 이하, S: 0.01% 이하, Ni: 0.40% 이하, Cu: 0.50% 이하, Al: 0.20% 이하를 추가로 포함하는 용접부의 피로강도가 우수한 용접부재.
  9. 청구항 1에 있어서,
    상기 용접재료는 솔리드 와이어 또는 메탈 코어드 와이어인 용접부의 피로강도가 우수한 용접부재.
  10. 2매의 모재의 일부를 겹쳐서 용접재료를 이용하여 필릿 용접을 실시하는 용접부재의 제조방법으로서,
    상기 모재는 인장강도가 780MPa 이상이고,
    상기 용접시 부피%로, 5~10%의 CO2와 잔부 Ar을 포함하는 보호가스를 이용하며,
    상기 용접시 하기 [식 1]로 정의되는 용접 입열량(Q)이 1.15t ≤ Q ≤ 1.6t(t는 모재 두께(mm)이며, Q의 단위는 kJ/cm임)를 만족하고,
    상기 용접재료는 하기 [식 2]로 정의되는 비저항(R)이 0.5 ≤ R ≤ 1.1을 만족하고, 하기 [식 3]으로 정의되는 X가 0.6 ≤ X ≤ 3.4를 만족하는 용접부의 피로강도가 우수한 용접부재의 제조방법.
    [식 1] Q = (I × E) × 0.048 /υ
    [식 2] R = [Si] + 0.25 × ([Mn] + [Cr])
    [식 3] X = 28 × [Si] / [Mn]2 - [Cr] / 3 + 4 × [Mo]
    (단, 상기 [식 1]에서 I, E 및 υ는 각각 용접전류[A], 용접전압[V], 용접속도(cm/min)를 나타내고, 상기 [식 2] 및 [식 3]에서 [Si], [Mn], [Cr] 및 [Mo]는 각각의 원소 함량(중량%)을 나타냄.)
  11. 청구항 10에 있어서,
    상기 모재는 중량%로, C: 0.02~0.08%, Si: 0.01~0.5%, Mn: 0.8~1.8%, Al: 0.01~0.1%, P: 0.001~0.02%, S: 0.001~0.01%, N: 0.001~0.01%, Ti: 0.01~0.12%, Nb: 0.01~0.05%, 잔부 Fe 및 기타 불가피한 불순물을 포함하는 용접부의 피로강도가 우수한 용접부재의 제조방법.
  12. 청구항 11에 있어서,
    상기 모재는 Mo, Cr, V, Ni, B 중 1종 이상을 그 합계량으로 1.5중량%이하가 되도록 추가로 포함하는 용접부의 피로강도가 우수한 용접부재의 제조방법.
  13. 청구항 10에 있어서,
    상기 용접재료는 중량%로, C: 0.06~0.1%, Si: 0.04~0.2%, Mn: 1.6~1.9%, Cr: 0.5~1.6%, Mo: 0.1~0.6%, 잔부 Fe 및 기타 불가피한 불순물을 포함하는 용접부의 피로강도가 우수한 용접부재의 제조방법.
  14. 청구항 13에 있어서,
    상기 용접재료는 P: 0.015% 이하, S: 0.01% 이하, Ni: 0.40% 이하, Cu: 0.50% 이하, Al: 0.20% 이하를 추가로 포함하는 용접부의 피로강도가 우수한 용접부재의 제조방법.
  15. 청구항 10에 있어서,
    상기 용접재료는 솔리드 와이어 또는 메탈 코어드 와이어인 용접부의 피로강도가 우수한 용접부재의 제조방법.
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