WO2010002150A2 - 용접부의 가공성이 우수한 페라이트계 스테인리스강, 이를 이용한 용접강관 및 그 제조방법 - Google Patents

용접부의 가공성이 우수한 페라이트계 스테인리스강, 이를 이용한 용접강관 및 그 제조방법 Download PDF

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WO2010002150A2
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우인수
김정길
엄상호
이원배
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    • C22C38/28—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with titanium or zirconium

Definitions

  • the present invention relates to a ferritic stainless steel having excellent workability of a welded part, a welded steel pipe using the same, and a method for manufacturing the welded steel pipe. More particularly, softening of the welded part immediately after the pipe is made by appropriately controlling the composition of the steel and the amount of heat input.
  • the present invention relates to a ferritic stainless steel welded steel pipe having excellent workability by preventing phenomenon.
  • Exhaust system parts are composed of press-formed products of plate and pipe-formed products, and they are mostly manufactured and assembled by welding. Therefore, it can be said that securing the quality characteristics of the welded portion is a very important factor that determines the performance of the exhaust system components.
  • Ferritic stainless steel welded steel pipes (steel pipes manufactured by high frequency welding, TIG welding, laser welding, etc.) are welded metals or heat affected zones when secondary processing such as bending or expansion is applied. In some cases, weld cracks are generated in the HAZ, and even though the workability of the base material is excellent, the workability of the base material cannot be exhibited due to the decrease in the workability of the welded part. This phenomenon occurs more prominently when molding in winter or at low processing temperatures.
  • Japanese Patent Laid-Open Publication No. 1997-125209 discloses a method of welding a tube by electric resistance welding (ERW) of heat-resistant ferritic stainless steel containing Nb, followed by post-heat treatment at a high temperature of 850 to 1000 ° C. and rapidly cooling to 1 ° C./sec or more.
  • Japanese Patent Laid-Open Publication No. 2006-193770 discloses a Vickers hardness Hv W and a base metal of a ferritic single-phase stainless steel welded steel tube containing 0.1 to 0.5% of Ti or Nb as one or two weight percents, respectively.
  • the calibration is carried out with a deformation amount of 0.5 to 2.0% in the longitudinal direction, and a post-heat treatment method is proposed in the temperature range of 700 to 850 ° C.
  • the present invention is to apply the annealing heat treatment after welding the pipe for the purpose of reducing the work hardening of the welded steel pipe, these methods are effective in improving the workability of the welded steel pipe, but the cost increase and surface oxidation There is a problem.
  • a ferritic stainless steel containing less than 1% of Ti and Nb alone or in combination is formed into an open pipe, and when the butt face is laser welded, the weld pipe passes through a straightening roll.
  • Temperature range at which the material strength of the material becomes 80% or more of room temperature at 150 ° C or less so that the hardness difference ⁇ Hv (Hvw Hvb) between the Vickers hardness Hvw of the welded portion and the Vickers hardness Hvb of the base material is in the range of 10 to 80. Provides a way to control.
  • This method is a laser tube welding technique, which is a correction method that controls the temperature of the material to be 80% or more of room temperature at 150 ° C or lower after welding in order to secure the hardness difference between the weld metal part and the base metal to a certain level. Since the laser tube welding is much larger than other welding methods in the welding heat cycle, it is difficult to control separately because it reaches the room temperature level in the correction line after welding, and there is no effect on the softening phenomenon of the welding heat affected zone required by the present invention. Judging.
  • Japanese Patent Application Laid-Open No. 1996-155665 discloses a method for miniaturizing the crystal grains of a ferritic stainless steel weld metal part, which is subjected to penetration welding with a first laser beam, and after the temperature of the weld part is 400 ° C. or lower, 2 provides a method of partial welding by irradiating a laser beam.
  • this method uses two laser beams to refine the grain size of the weld metal, but it is considered that the cost increase due to the additional installation of the laser welder and the softening problem of the weld heat affected zone are not related.
  • Japanese Laid-Open Patent Publication No. 1993-277769 discloses a method of improving the workability by preheating the ferrite stainless steel to 250 ° C. or higher before welding, welding the inner bead protrusion height to 0.15 mm or more, and reducing the welded portion in the plate thickness direction. to provide.
  • this method is a method of preheating at 250 ° C or higher before laser tube welding, welding the protruding height of the inner surface bead at 0.15mm or more, and reducing the welded portion in the plate thickness direction to improve workability.
  • the low heat input welding method has a problem that it is difficult to stably secure the inner bead protrusion height more than 0.15mm.
  • Japanese Patent Laid-Open Publication No. 1995-266072 discloses an atmosphere nitrogen concentration near a weld seam in order to prevent nitrogen absorption of a stainless steel laser weld to improve processability.
  • temperature T (°C) and determined by the allowable nitrogen content [% N] WM of the weld metal of [% N] at, log ( [% N] at) ⁇ 2log ([% N] WM) - 2 ⁇ (518 / T + 1.068)-2 ⁇ (0.046 [% Cr] -0.00028 [% Cr] 2 ).
  • T °C
  • Japanese Patent Laid-Open Publication No. 2002-80943 discloses Co, V, and B in a ferritic stainless steel containing Cr: 11 to 20% and Nb: 0.2 to 0.8%, respectively, Co: 0.01 to 0.3%, V: 0.01 to 0.3%, and B. : Provides a method of securing secondary processing brittleness and high temperature fatigue characteristics in the welded part by complex addition in the range of 0.0002 ⁇ 0.005%. However, this method is a method to secure secondary processing brittleness and high temperature fatigue characteristics by adding Co, V, and B complex, but it is difficult to apply deep processing usage theory such as re-expanding the vicinity after bending. .
  • the present invention is to provide a heat-resistant 14Cr ferritic stainless steel excellent in workability of the weld.
  • the present invention provides a welded steel pipe and a method of manufacturing the welded steel pipe to improve the productivity of the steel pipe material and to ensure the quality even in harsh processing conditions by preventing the softening phenomenon of the weld immediately after the pipe, when the laser tube welding is applied.
  • C 0.01% or less
  • N 0.01% or less
  • Si 0.8-1.0%
  • Mn 0.5% or less
  • Cr 0.5% or less
  • Cu 0.1-0.3%
  • Nb 0.3- It provides 0.4%
  • Ti 0.1 to 0.2%
  • the rest provides a stainless steel having excellent workability of the weld portion, characterized in that consisting of Fe and other unavoidable impurities.
  • the present invention is a weight%, C: 0.01% or less, N: 0.01% or less, Si: 0.8-1.0%, Mn: 0.5% or less, Cr: 13.7-14.3%, Cu: 0.1-0.3%, Nb: 0.3 ⁇ 0.4%, Ti: 0.1 ⁇ 0.2%, the remainder is made of Fe and other unavoidable impurities, the workability of the weld, characterized in that the hardness ratio (HAZ / base material) of the steel pipe when welding the steel pipe is 0.98 ⁇ 1.05 This excellent stainless steel welded pipe is provided.
  • the present invention is a weight%, C: 0.01% or less, N: 0.01% or less, Si: 0.8 ⁇ 1.0%, Mn: 0.5% or less, Cr: 13.7-14.3%, Cu: 0.1-0.3%, Nb: 0.3 ⁇ 0.4%, Ti: 0.1 ⁇ 0.2%, the remainder of the weld heat input (output / speed, kW / m / min) is 0.86 ⁇ in the protective gas when manufacturing stainless steel pipe made of Fe and other unavoidable impurities It is to provide a method for producing a stainless steel welded steel pipe having excellent workability of a welded part, comprising the step of laser welding in the range of 1.28 kW ⁇ min / m.
  • Ferritic stainless steel laser welded steel pipe of the present invention is usually applied to high alloy ferritic stainless steel welded steel pipe by reducing Cu and (Ti + Nb) / (C + N) of the steel to an appropriate level and controlling the laser welding heat input. After the heat treatment can be omitted, it is possible to greatly contribute to the improvement of the processing quality characteristics and productivity by preventing the softening phenomenon of the weld. This result is very useful in terms of utilization because it can be improved in the same way not only 14Cr system of the present invention, but also high Cr, high alloy welded steel pipe.
  • FIG. 1 is a schematic view of a flat test of a laser welded steel pipe.
  • FIG. 3 shows the results of the Erichsen test on steels 1, 3, and 8.
  • the stainless steel of the present invention satisfies the following component ranges (hereinafter,% by weight).
  • C and N are each 0.01% or less. Since C and N are elements which reduce the workability of the base metal and the welded part, it is preferable to make them as small as possible, but it is preferably 0.01% or less in consideration of the increase in manufacturing cost in steelmaking technology.
  • Si silicon
  • Si is an effective element which improves oxidation resistance at high temperature exposure.
  • the minimum content for securing oxidation resistance is 0.8%, and when added excessively, the workability of the steel decreases, the work hardening during the pipework deepens, and the softening phenomenon of the weld heat affected zone is promoted, so the upper limit is limited to 1.0%.
  • Cu copper
  • n value work hardening index
  • Cr chromium
  • the content of titanium is 0.1 to 0.2%, and the content of niobium (Nb) is 0.3 to 0.4%.
  • Ti and Nb are elements that improve steel workability, high temperature strength and high temperature thermal fatigue properties. In the case where Ti and Nb are added above the upper limit, workability deteriorates due to an increase in the amount of solid solution Nb and Ti. Therefore, the content of Ti is 0.1 to 0.2%, the content of Nb is 0.3 to 0.4%.
  • the rest consists of Fe and unavoidable impurities.
  • the stainless steel of the present invention satisfies 0.982 ⁇ 1.55-0.847Cu-0.00899 (Ti + Nb) / (C + N) ⁇ 1.05.
  • the lower limit and the upper limit represent the hardness ratio (HAZ / base material) of the welded steel pipe.
  • the hardness distribution of the 14Cr ferritic stainless steel laser welded steel pipe was measured, and the workability was evaluated. As a result, it was found that the hardness ratio and the workability of the welded steel pipe had a close relationship.
  • the welded steel pipe of the present invention is a weight% as described above, C: 0.01% or less, N: 0.01% or less, Si: 0.8-1.0%, Mn: 0.5% or less, Cr: 13.7-14.3%, Cu: 0.1-0.3 %, Nb: 0.3-0.4%, Ti: 0.1-0.2%, and the rest consists of Fe and other unavoidable impurities.
  • the welded steel pipe of the present invention satisfies 0.982 ⁇ 1.55-0.847Cu-0.00899 (Ti + Nb) / (C + N) ⁇ 1.05.
  • the welded steel pipe of the present invention has a value that the hardness ratio (HAZ / base material) of the steel pipe is 0.98 ⁇ 1.05.
  • Hardness ratio is the value measured at 1hr after welding of the pipe, and it is set as 0.98 as the lower limit to prevent softening of the initial welding heat affected zone, and the upper limit 1.05 means that the welded heat affected zone is slightly hardened compared to the base metal. If the above is exceeded, there is a possibility that the weld is excessively hardened and brittle cracks are generated at the time of forming the steel pipe.
  • the welding heat input of the steel is limited to 0.86 to 1.28 kW ⁇ min / m in order to include the sagging length of the welded portion and the protruding length of the lower portion of the bead in the steel pipe within -0.15 to 0.25 mm.
  • an inert gas is used as a shielding gas in both the upper and lower portions of the bead during the laser welding.
  • the protective gas is effective for preventing the incorporation of impurities from outside air during welding.
  • the temperature of molten metal is much higher than that of general arc welding, and it is easy to mix nitrogen and oxygen in the air. Therefore, when the protective gas is not treated on both the upper and lower beads, the brittleness of the weld portion is increased by nitrogen and oxygen mixed therein. Therefore, in the present invention, a protective gas is used on both the upper and lower beads to prevent brittleness of the weld.
  • the bead upper part is blown with He gas at a flow rate of 15 to 20 L / min, and the lower part of the bead is preferably treated with an atmosphere of Ar gas.
  • the protective gas He has a flow rate of less than 15 L / min, the weld surface surface is insufficient to facilitate the mixing of external air, and if it exceeds 20 L / min, the molten metal scatters during welding, making it difficult to secure a healthy bead shape. Therefore, the flow rate of He is limited to 15-20 L / min. At the bottom of the bead, it is sufficient to treat the atmosphere with Ar gas, and there is no need to limit the flow rate.
  • Eight kinds of solvents were prepared, and a coil having a thickness of 1.5 mm was manufactured through a process of hot rolling, annealing, cold rolling, and annealing.
  • steel 3 is 0.278% Cu, (Ti + Nb) / (C + N) ratio 37, steel 8 is 0.164% Cu, (Ti + Nb) / (C + N) ratio 41.8.
  • the tubing process adopts a continuous roll forming method applied to an exhaust system, and manufactured a welded steel tube having an outer diameter of 33 mm by forming, laser welding, straightening, and cutting.
  • the laser welding was performed using a 12 kW CO 2 laser welding machine. In welding, the laser power and the welding speed were changed, and the optimum conditions without defects of the welds were derived.
  • the protective gas is effective to prevent the incorporation of impurities from outside air. In laser welding, the temperature of molten metal is much higher than that of general arc welding, and nitrogen is easily mixed in the air. Therefore, the upper protective gas was He gas at a flow rate of 15 to 20 L / min, the atmosphere was treated with Ar gas at the bottom of the bead.
  • the laser welded steel pipe was subjected to 20 times of flat tests in which the welded welds were placed in the vertical position in the direction perpendicular to the direction of the load to be loaded as shown in FIG.
  • the hardness of the welded part of the steel pipe and the base metal was measured using a micro Vickers hardness tester, and the hardness ratio (HAZ / base material) was obtained.
  • the area including the base material and the weld was measured three times at 0.2 mm intervals with a load of 500 g and a holding time of 10 sec.
  • the Ericsson test was conducted.
  • Ericsson (Erichsen) value was measured by measuring the height to the crack occurrence point of the weld while pushing up the punch on the lower surface of the plate weld. The higher the Erichsen value, the better the formability.
  • Table 1 is a result of welding the steel tube for 8 types of steel at 6kW, welding speed 5m / min of the proper welding conditions, and evaluated the hardness ratio and workability of the weld.
  • the weld hardness measurement and the flatness test were performed within 1hr immediately after the tube welding.
  • Hardness Ratio (HAZ / Material) 1.55-0.847Cu-0.00899 (Ti + Nb) / (C + N)
  • FIG. 3 shows the results of performing an Ericsson test on steel 1, steel 3, and steel 8 welded at a base metal, a laser output of 6 kW, and a welding speed of 5 m / min.
  • Steel 1 had cracks in the weld heat affected zone and steel 3 and 8 had cracks in the weld metal zone, respectively.
  • the softening phenomenon of the weld heat affected zone is reduced in the steels 3 and 8 compared to the steel 1.
  • the Ericsson (Erichsen) value of the welded portion for each steel type it can be seen that the welded portion of the steel 3 and the steel 9 has better forming characteristics than the steel 1.

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Abstract

본 발명은 용접부의 가공성이 우수한 페라이트계 스테인리스강, 레이저 용접강관 및 그 용접강관의 제조방법에 관한 것이다. 본 발명은 중량%로, C: 0.01%이하, N: 0.01%이하, Si: 0.8~1.0%, Mn: 0.5%이하, Cr: 13.7~14.3%, Cu: 0.1~0.3%, Nb: 0.3~0.4%, Ti: 0.1~0.2%를 포함하고, 나머지는 Fe 및 기타 불가피한 불순물로 이루어지는 것을 특징으로 하는 용접부의 가공성이 우수한 스테인리스강을 제공한다. 또한 본 발명은 상기 스테인리스강으로부터 용접강관 제조시 강관의 경도비(HAZ/모재)가 0.98~1.05인 용접부의 가공성이 우수한 스테인리스 용접강관을 제공하고, 이 용접강관을 제조하는 방법을 제공한다.

Description

용접부의 가공성이 우수한 페라이트계 스테인리스강, 이를 이용한 용접강관 및 그 제조방법
본 발명은 용접부의 가공성이 우수한 페라이트계 스테인리스강, 이를 이용한 용접강관 및 그 용접강관의 제조방법에 관한 것으로, 보다 상세하게는 강재의 조성성분 및 용접입열량을 적절히 제어함으로써, 조관 직후 용접부의 연화현상을 방지하여 가공성이 우수한 페라이트계 스테인리스 용접강관에 관한 것이다.
최근 자동차 산업은 배기가스 규제의 강화 및 경량화에 의한 연비향상이 크게 요구되고 있으며, 자동차 제조사는 배기계 부품에 기존의 주물 또는 알루미늄 도금강판을 대신하여 내식성, 내열성이 우수한 페라이트계 스테인리스강을 채용하고 있다.
배기계용 부품재는 크게 판재의 프레스 성형제품과 파이프의 성형제품으로 구성되어 있으며, 대부분 용접에 의해 제조 및 조립된다. 따라서 용접부의 품질특성을 확보하는 것이 배기계 부품의 성능을 좌우하는 매우 중요한 요소라고 말할 수 있다.
배기계 형상은 상당히 복잡하기 때문에 성형시, 강판 또는 강관은 가혹한 가공을 받는 부분이 발생한다. 페라이트계 스테인리스 용접강관(고주파용접, TIG용접, 레이저용접 등의 방법으로 제조한 강관)은 용접부가 벤딩 또는 확관과 같은 2차 가공이 적용되는 경우, 용접금속 또는 용접열영향부(Heat Affected Zone, HAZ)에 용접균열이 발생하여, 모재의 가공성이 우수함에도 불구하고 용접부의 가공성 저하 때문에 모재의 우수한 가공성의 특성을 발휘할 수 없는 경우가 많다. 이러한 현상은 가공온도가 낮은 동절기 또는 가공속도가 빠른 조건에서 성형하는 경우에 더욱 현저하게 발생한다.
한편, 전술한 바와 같이 환경규제 강화로 인하여 배기가스의 온도가 증가함에 따라서 사용강재의 고온특성을 확보하기 위한 목적으로 고합금 페라이트 스테인리스강의 채용이 일반적이지만, 합금량이 증가함에 따라서 강관에서의 용접부 가공성이 더욱 저하되는 것이 문제점으로 지적되고 있다.
본 연구에서 대상으로 한 내열용 14Cr계 페라이트 스테인리스강에 대하여 고주파용접, TIG용접, 레이저용접을 적용한 결과, 고주파용접, TIG용접강관의 경우 충분한 가공특성 확보가 곤란하였다. 고주파용접강관의 경우, 접합부 계면에 조대한 Ti, Nb계 석출물이 집적하여 가공시 균열지점으로 작용하며, 고온 압접시 소성변형에 의하여 용접부 근방에 가공경화현상이 발생하는 문제점이 있다. TIG용접의 경우 용접효율이 저하되어 타 용접에 비하여 경화된 용접부 폭이 넓고, 결정립 또한 조대화되어 가공성이 저하되었다.
한편 레이저용접의 경우, 고주파용접, TIG용접에 비하여 저입열 용접이 가능하여 용접부 폭이 좁고, 용접결함이 없어 양호한 품질특성을 얻을 수 있었다. 그러나 고합금 페라이트 스테인리스강에 대하여 레이저 조관용접을 적용한 경우, 용접 직후로부터 일정시간 동안 연화현상이 발생하였다. 이것은 조관 성형시에 소재의 가공경화에 의해 소재가 과도하게 경도가 상승하고, 용접 중에 일부 풀림 현상이 일어나 발생되는 것으로 추정된다. 이러한 용접부 연화현상은 일정시간이 경과함에 따라 시효현상으로 인하여 경도가 회복되어 수일 후 용접강관을 가공할 경우 양호한 품질특성을 나타내는 것을 알 수 있었다. 그러나, 조관후 수일 동안 대기함에 따라 부품 생산이 지연되고, 또한 조관용접후 강관의 품질검사가 곤란한 것이 문제점으로 지적되고 있다.
고온부에서 사용되는 대표적인 강종인 고Cr계 페라이트 스테인리스강관의 가공성을 확보하기 위한 기존의 공지기술들은 다음과 같다.
일본 특허공개공보 1997-125209호에서는 Nb등을 함유한 내열성 페라이트 스테인리스강의 전기저항용접(ERW)으로 조관용접 후, 850~1000℃의 고온에서 후열처리를 실시하고 1℃/sec 이상으로 급냉하는 방법을 제시하고, 일본 특허공개공보 2006-193770호에서는 Ti, Nb의 1종 또는 2종을 중량%로서 각각 0.1~0.5%함유하는 페라이트 단상의 스테인리스 용접강관에 있어서, 용접부의 비커스경도 HvW와 모재부의 비커스경도 HvM와의 경도차 ΔHv (=HvW-HvM)가 10~40범위에서 용접부의 비드폭 TW와 모재 두께 TM과의 비 RT (=TW/TM)가 1.05~1.3으로 하고, 성형, 용접후 (ERW, GTAW)에 길이방향으로 0.5~2.0%의 변형량으로 교정을 실시하고, 700~850℃ 온도범위에서 후열처리 하는 방법을 제시하고 있다. 그러나 이러한 발명은 용접강관의 가공경화를 저감시킬 목적으로 조관용접 후 소둔열처리를 적용하는 것으로써, 이 방법들은 용접강관의 가공성 향상에는 효과가 있지만, 소둔열처리 적용에 따른 비용상승과 표면산화 등의 문제점이 있다.
일본 특허공개공보 2000-326079호에서는 Ti, Nb을 단독 또는 복합으로 1%이하 함유하는 페라이트계 스테인리스강을 오픈 파이프로 성형하고, 맞대는 면을 레이저용접할 경우, 용접관이 교정롤을 통과할 때의 온도를 용접부의 비커스 경도 Hvw와 모재부의 비커스 경도 Hvb와의 경도차 ΔHv (Hvw Hvb)가 10~80의 범위로 하기 위해서 150℃이하에서 소재의 내력이 실온 내력의 80%이상으로 되는 온도영역에서 제어하는 방법을 제공하고 있다. 이 방법은 레이저 조관용접기술로서 용접금속부와 모재의 경도차를 일정한 수준으로 확보하기 위하여 용접후 150℃이하에서 소재의 내력이 실온 내력의 80%이상으로 되는 온도영역에서 제어하는 정정방법이지만, 레이저 조관용접은 용접열싸이클에 타용접법에 비하여 매우 크기 때문에 용접후 정정라인에서는 실온 수준으로 도달하기 때문에 별도의 제어가 곤란하며, 본 발명에서 요구하는 용접열영향부의 연화현상에는 별다른 영향이 없는 것으로 판단된다.
일본 특허공개공보 1996-155665호에서는 페라이트 스테인리스강 용접금속부의 결정립을 미세화하는 방법으로서, 제1 레이저빔으로 관통용접을 하고, 용접부의 온도가 400℃이하가 된 후, 이 용접부에 저입열의 제2 레이저빔을 조사하여 부분 용접하는 방법을 제공한다. 그러나 이 방법은 두개의 레이저 빔을 이용하여 용접금속부의 결정립을 미세화하는 방법이지만, 레이저용접기의 추가 설치에 따른 비용 상승과 용접열영향부의 연화문제 개선에는 무관한 것으로 판단된다.
일본 특허공개공보 1993-277769호에서는 페라이트 스테인리스강의 레이저 조관용접 전에 250℃이상으로 예열하고, 내면 비드의 돌출높이를 0.15mm이상으로 용접하고, 용접부를 판두께 방향으로 압하하여 가공성을 향상하는 방법을 제공한다. 그러나 이 방법은 레이저 조관용접 전에 250℃이상으로 예열하고, 내면 비드의 돌출높이를 0.15mm이상으로 용접하고, 용접부를 판두께방향으로 압하하여 가공성을 향상하는 방법이지만, 예열처리기의 설치와 레이저용접은 저입열 용접법으로서 내면비드 돌출높이를 0.15mm이상 안정적으로 확보하기 곤란한 문제가 있다.
내열용 페라이트계 스테인리스강의 용접부 가공성을 확보하기 위한 강재 제조방법으로써 공지된 기술은 다음과 같다.
일본 특허공개공보 1999-256286호에서는 내열성 페라이트 스테인리스강을 ERW 강관에 대하여 후열처리를 생략할 목적으로, C:0.02%이하, Si : 0.7~1.0%, Mn : 1.0~1.5%, Cr : 13.5~15.5, N : 0.02%이하, Nb : 0.3~0.6%, Cu : 0.02~0.24%, Al : 0~0.03%함유하고, 1.45≥Nb+Si, 1.35≤Nb+1.2Si의 관계를 만족하는 가공용 무소둔 용접강관을 제공한다. 그러나 이 발명에서는 벤딩부 확관과 같은 심가공 용도에는 충분한 가공성 확보가 곤란한 사실을 확인하였다.
일본 특허공개공보 1995-266072호에서는 스테인리스강 레이저용접부의 질소흡수를 방지하여 가공성을 개선할 목적으로, 레이저 조관용접시에, 용접선 근방의 분위기 질소농도를 스테인리스강의 Cr농도 [%Cr], 용융금속의 온도 T (℃) 및 용접금속의 허용 질소량 [%N]WM에 의해서 결정되는 [%N]at, log ([%N]at) ≤ 2log([%N]WM) - 2×(518/T + 1.068) - 2×(0.046[%Cr]-0.00028[%Cr]2)으로 제어하는 방법을 제공한다. 그러나 실제 조관공정에 각각 공정변수를 실시간 제어하는 것은 곤란하다.
일본 특허공개공보 2002-80943호에서는 Cr : 11~20%, Nb : 0.2~0.8% 함유한 페라이트 스테인리스강에 Co, V, B을 각각 Co : 0.01~0.3%, V : 0.01~0.3% 및 B : 0.0002~0.005%범위로 복합 첨가하여 용접부의 내 2차 가공취성 및 고온피로특성을 확보하는 방법을 제공한다. 그러나 이 방법은 Co, V, B을 복합 첨가하여 용접부의 내2차 가공취성 및 고온피로특성을 확보하는 방법이지만, 벤딩후, 그 근방을 다시 확관하는 것과 같은 심가공 용도론 적용이 곤란한 실정이다.
본 발명은 용접부의 가공성이 우수한 내열용 14Cr계 페라이트 스테인리스강을 제공하고자 하는 것이다.
또한 본 발명은 레이저 조관용접을 적용한 경우, 조관 직후 용접부의 연화현상을 방지함으로써, 강관재의 생산성을 개선하고 가혹한 가공조건에서도 품질이 보증되는 용접강관 및 그 용접강관의 제조방법을 제공한다.
본 발명은 중량%로, C: 0.01%이하, N: 0.01%이하, Si: 0.8~1.0%, Mn: 0.5%이하, Cr: 13.7~14.3%, Cu: 0.1~0.3%, Nb: 0.3~0.4%, Ti: 0.1~0.2%를 포함하고, 나머지는 Fe 및 기타 불가피한 불순물로 이루어지는 것을 특징으로 하는 용접부의 가공성이 우수한 스테인리스강을 제공한다.
또한, 본 발명은 중량%로, C: 0.01%이하, N: 0.01%이하, Si: 0.8~1.0%, Mn: 0.5%이하, Cr: 13.7~14.3%, Cu: 0.1~0.3%, Nb: 0.3~0.4%, Ti: 0.1~0.2%를 포함하고, 나머지는 Fe 및 기타 불가피한 불순물로 이루어지고, 강관 용접시 강관의 경도비(HAZ/모재)가 0.98~1.05인 것을 특징으로 하는 용접부의 가공성이 우수한 스테인리스 용접강관을 제공한다.
또한 본 발명은 중량%로, C: 0.01%이하, N: 0.01%이하, Si: 0.8~1.0%, Mn: 0.5%이하, Cr: 13.7~14.3%, Cu: 0.1~0.3%, Nb: 0.3~0.4%, Ti: 0.1~0.2%를 포함하고, 나머지는 Fe 및 기타 불가피한 불순물로 이루어지는 스테인리스강을 용접강관 제조시 보호가스 하에서 용접입열량(출력/속도, kW/m/min)이 0.86~1.28kW·min/m의 범위에서 레이저 용접하는 단계를 포함하는 것을 특징으로 하는 용접부의 가공성이 우수한 스테인리스 용접강관의 제조방법을 제공하는 것이다.
본 발명의 페라이트계 스테인리스 레이저 용접강관은 강재의 Cu 및 (Ti+Nb)/(C+N)를 적정 수준으로 저감하고, 레이저 용접 입열량을 제어함으로써, 통상 고합금 페라이트계 스테인리스 용접강관에 적용되는 후열처리가 생략 가능하고, 용접부의 연화현상을 방지하여 가공품질 특성 및 생산성 향상에 크게 기여할 수 있다. 이러한 결과는 본 발명의 대상강종인 14Cr계 뿐만 아니라, 고Cr, 고합금 용접강관에 대해서도 동일한 방법으로 개선 가능하기 때문에, 활용도 측면에서 매우 유용하다.
도 1은 레이저 용접강관의 편평시험 모식도이다.
도 2는 레이저 용접시 공정변수의 변화에 따른 용접부의 결함발생 현황을 조사한 결과이다.
도 3은 강재 1, 3 및 8에 대하여 Erichsen 시험을 실시한 결과이다.
이하, 본 발명의 스테인리스강에 대하여 상세히 설명한다.
본 발명의 스테인리스강은 아래의 성분범위를 만족한다.(이하, 중량%)
탄소(C) 및 질소(N)의 함량은 각각 0.01%이하로 한다. C, N은 모재 및 용접부의 가공성을 저하시키는 원소이므로, 가능한 극소량으로 하는 것이 바람직하나, 제강 기술상의 제조 원가 상승을 고려하여 0.01%이하로 한다.
규소(Si)의 함량은 0.8~1.0%로 한다. Si는 고온노출시에 내산화성을 개선하는 유효한 원소이다. 내산화성을 확보하기 위한 최저 함유량은 0.8%이며, 과다하게 첨가하는 경우 강재의 가공성이 저하되고, 조관시 가공경화가 심화되어 용접열영향부의 연화현상을 조장하기 때문에 상한은 1.0%로 한정한다.
구리(Cu)의 함량은 0.1~0.3%로 한다. Cu는 강재의 가공성을 향상시키는 원소이지만, 과다 첨가시 용접전에 조관 성형공정에서 n값(가공경화지수)을 상승시켜 강관 소재부의 가공경화를 심화시키고 용접열영향부의 연화현상을 촉진시키기 때문에 그 적정 범위를 0.1~0.3%로 한정한다.
크롬(Cr)의 함량은 13.7~14.3%로 한다. Cr은 내식성과 내산화성을 보증하기 위해서 13.7% 이상이 필요하지만, Cr 함량이 증가함에 따라서 원가상승이 초래되기 때문에 그 상한을 14.3%로 한다.
티타늄(Ti)의 함량은 0.1~0.2%로 하고, 니오븀(Nb)의 함량은 0.3~0.4%로 한다. Ti와 Nb는 강재 가공성, 고온강도 및 고온 열피로 특성을 향상시키는 원소이다. 상한 이상으로 Ti, Nb를 첨가하는 경우에는 고용 Nb, Ti량의 증가에 의해서 가공성이 악화되는 문제점이 있다. 따라서 Ti의 함량은 0.1~0.2%로 하고, Nb의 함량은 0.3~0.4%로 한다.
나머지는 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어진다.
본 발명의 스테인리스강은 0.982≤1.55-0.847Cu-0.00899(Ti+Nb)/(C+N)≤1.05 를 만족한다. 상기 식에서 하한 및 상한값은 용접강관의 경도비(HAZ/모재)를 나타낸다. 본 발명에서는 14Cr계 페라이트 스테인리스 레이저용접강관에 대하여 경도분포를 측정하고, 가공성을 평가한 결과, 용접강관의 경도비와 가공성이 밀접한 관계를 가지는 것을 알게 되었다. 즉, 경도비 0.982이하에서는 용접열영향부(HAZ)가 모재보다 경도값이 저하되는 연화현상이 발생하여 가공시에 균열이 발생한다. 또한 경도비 1.05이상에서는 용접부가 경화되어 가공성이 저하된다.
또한 강재에 함유된 성분원소와 용접강관의 경도비를 회귀식을 통하여 검토한 결과, Cu 및 (Ti+Nb)/(C+N)가 지배적인 인자로 되는 것을 확인하였다. 특히 Cu의 영향이 현저한 것을 알았다. Cu, Ti, Nb와 같은 원소는 페라이트내의 고용강화원소로서, 조관용접공정에서 소재를 성형할 경우 소재의 가공경화를 촉진하기 때문에 그 첨가량을 하향 제어할 필요가 있다.
이하 본 발명의 용접강관에 대하여 상세히 설명한다.
본 발명의 용접강관은 상기와 같이 중량%로, C: 0.01%이하, N: 0.01%이하, Si: 0.8~1.0%, Mn: 0.5%이하, Cr: 13.7~14.3%, Cu: 0.1~0.3%, Nb: 0.3~0.4%, Ti: 0.1~0.2%를 포함하고, 나머지는 Fe 및 기타 불가피한 불순물로 이루어진다.
또한 본 발명의 용접강관은 0.982≤1.55-0.847Cu-0.00899(Ti+Nb)/(C+N)≤1.05 를 만족한다.
본 발명의 용접강관은 강관의 경도비(HAZ/모재)가 0.98~1.05인 값을 갖는다. 경도비는 조관용접 직후 1hr 경과시점에서 측정한 값으로서 초기 용접열영향부의 연화현상을 방지하기 위한 하한 값으로 0.98을 설정하고, 상한값 1.05는 용접열영향부가 모재 대비 약간 경화된 것을 의미하며, 그 이상을 초과할 경우 용접부가 과도하게 경화되어 강관 성형시에 용접부의 취성균열이 발생할 가능성이 있다.
이하, 레이저 용접강관의 제조방법에 대하여 상세히 설명한다.
본 발명의 용접강관을 제조하기 위해서 중량%로, C: 0.01%이하, N: 0.01%이하, Si: 0.8~1.0%, Mn: 0.5%이하, Cr: 13.7~14.3%, Cu: 0.1~0.3%, Nb: 0.3~0.4%, Ti: 0.1~0.2%를 포함하고, 나머지는 Fe 및 기타 불가피한 불순물로 이루어지는 스테인리스강을 용접입열량 (출력/속도,kW/m/min)은 0.86~1.28 kW·min/m로 레이저 용접한다. 용접입열량은 레이저 출력과 용접속도로 제어된다. 용접입열량이 적으면 관통용접이 곤란하며, 용접입열량이 과다하게 적용되면, 용접부의 비드 처짐현상이 발생되어 비드 상부는 언더필(underfill)이, 하부는 비드 돌출량이 늘어나 강관의 형상 교정 및 성형성을 확보하기 곤란하다. 본 발명에서는 강관에서 모재를 중심으로 용접부가 처진 길이와 비드 하부의 돌출길이를 -0.15~0.25mm내에 포함되도록 하기 위해서 강재의 용접입열량을 0.86~1.28 kW·min/m로 한정한다.
본 발명에서는 상기 레이저 용접시에 비드 상부와 하부 모두에 불활성가스를 보호가스(Shielding Gas)로 사용한다. 보호가스는 용접시에 외부 공기로부터 불순물의 혼입을 방지하는데 유효하다. 레이저 용접시에는 용융금속의 온도가 일반 아크용접에 비하여 매우 높아서 공기 중의 질소 및 산소의 혼입이 쉽다. 따라서 비드 상부와 하부 모두에 보호가스를 처리하지 않을 경우에 혼입된 질소와 산소에 의해서 용접부의 취성이 높아지게 된다. 따라서 본 발명에서는 용접부의 취성을 방지하기 위해서 비드 상부와 하부에 모두 보호가스를 사용한다.
상기 보호가스는 비드 상부는 He가스를 유속 15~20L/min으로 취입하고, 비드 하부에는 Ar가스로 분위기 처리하는 것이 바람직하다. 보호가스 He의 유속이 15L/min 미만에서는 용접부 표면 실드가 불충분하여 외부공기 혼입이 쉬우며, 20L/min 초과에서는 과다 공급할 경우 용접 중에 용융금속이 비산하여 건전한 비드형상을 확보하기 곤란한 문제점이 있다. 따라서 He의 유속은 15~20L/min로 한정한다. 비드 하부에는 Ar가스로 분위기 처리하면 충분하여 유속을 한정할 필요가 없다.
이하 본 발명의 실시예에 대하여 상세히 설명한다.
(실시예)
표 1에 나타난 바와 같이, Fe-14Cr-0.9Si을 기본조성으로 하고, Cu, (Ti+Nb)/(C+N)비를 각각 0.16~0.5%, 18.6~41.8로 변경한 페라이트계 스테인리스강 8종을 용제하고 열연, 소둔, 냉연, 소둔의 공정을 통하여 두께 1.5mm의 코일을 제조하였다. 본 발명의 적용예로써, 강재 3은 Cu가 0.278%, (Ti+Nb)/(C+N)비가 37이며, 강재 8은 Cu가 0.164%, (Ti+Nb)/(C+N)비가 41.8이다.
조관공정은 일반적으로 배기계 용도로 적용되고 있는 연속 롤 성형 방식을 채용하였으며, 성형, 레이저 용접, 교정, 절단의 공정을 통하여 외경 33mm의 용접강관을 제조하였다. 레이저 용접은 12kW CO2 레이저 용접기를 이용하였다.용접시에는 레이저 출력, 용접속도를 변경하며 용접부의 결함이 없는 최적 조건을 도출하였다. 보호가스는 외부 공기로부터 불순물의 혼입을 방지하는데 유효하다. 레이저 용접시에는 용융금속의 온도가 일반 아크용접에 비하여 매우 높아서 공기중의 질소 혼입이 쉽다. 따라서 상부 보호가스는 He가스를 유속 15~20L/min로, 비드 하부에는 Ar가스로 분위기 처리하였다.
표 1
구분 화학성분(wt%) 경도비(조관1h 후 HAZ/모재) 편평시험(조관 1h 후 열감수성) 비고
C Si Mn Cr Cu Nb Ti N (Ti+Nb)/(C+N)
강재1 0.0090 0.81 0.30 14.2 0.5 0.290 0.140 0.009 23.9 0.8822 ● 비교예
강재2 0.0070 0.827 0.201 14.21 0.466 0.357 0.139 0.013 24.8 0.9364 ● 비교예
강재3 0.0083 0.825 0.217 14.21 0.278 0.385 0.181 0.007 37.0 0.9823 ○ 발명예
강재4 0.0090 0.784 0.31 14.13 0.478 0.294 0.147 0.010 23.3 0.9396 ● 비교예
강재5 0.0080 0.778 0.302 14.2 0.468 0.290 0.121 0.010 22.9 0.9670 ◑ 비교예
강재6 0.0080 0.776 0.30 14.16 0.46 0.282 0.125 0.009 24.0 0.9645 ◑ 비교예
강재7 0.0080 0.815 0.216 14.17 0.452 0.297 0.136 0.009 25.5 0.9408 ● 비교예
강재8 0.0098 0.932 0.195 14.15 0.164 0.354 0.144 0.006 41.8 1.0318 ○ 발명예
*균열발생개수 기준(총 20회): ○ 0개, ◑ 1~4개, ● 5개 이상
레이저 용접강관은 제조 후 1시간 경과시점에서 도 1에 나타난 것과 같이 용접부를 부하되는 하중의 방향에 수직으로 두고 완전 밀착하는 평편시험을 20회 각각 실시하여 용접부의 균열유무를 관찰하였다. 또한 상기 시험편을 마이크로 비커스 경도기를 이용하여 강관의 용접부와 모재의 경도를 측정하고 경도비(HAZ/모재)를 구하였다. 경도 측정시에는 모재와 용접부를 포함하는 영역에 대하여 하중 500g, 유지시간 10sec로 하여 0.2mm 간격으로 3회 각각 측정하였다.
판재 레이저 용접부의 품질특성을 확인하기 위하여 에릭슨(Erichsen)시험을 실시하였다. 판재 용접부 하면에 펀치를 두고 밀어 올리면서 용접부의 균열발생 지점까지의 높이를 측정하여 에릭슨(Erichsen)값을 측정하였다. 에릭슨(Erichsen)값이 높을수록 성형성이 우수하다.
도 2는 레이저 용접시 공정변수의 변화에 따른 용접부의 결함발생 현황을 조사한 결과이다. 레이저 출력 감소 및 용접속도가 증가함에 따라 미관통 영역이 확대되며, 또한 과다하게 레이저 출력이 증가하거나, 용접속도가 감소하는 경우에 용접부에 비드 처짐현상(underfill)이 심화되어 양호한 비드를 확보하기 곤란한 것을 알 수 있다. 도 2에서 적정 용접범위를 나타내는 직선의 기울기로부터 적정 용접 입열량을 구하면 0.86~1.28kW·min/m이 된다.
상기 표 1은 적정용접조건 레이저 출력 6kW, 용접속도 5m/min에서 8종의 강종에 대하여 조관용접을 실시하고 용접부 경도비 및 가공성을 평가한 결과이다. 조관용접부의 연화 현상을 정량적으로 평가하기 위해서, 조관용접 직후 1hr 내에 용접부 경도 측정 및 편평시험을 실시하였다.
용접강관의 경도비에 지배적 성분인 Cu값이 작은 강재 3과 8의 강관에 대해서는 조관 후 1시간 경과시점에서 균열이 발생하지 않았으며, 그 외 강재로 제조된 강관에서는 용접열영향부에서 균열이 발생하였다. 경도비는 강재 3의 값이 하한값을 나타내며 그 값이 약 0.982이상이 되면 균열 방지가 가능한 것을 알 수 있다. 이러한 결과를 이용하여 회귀분석을 실시한 결과, 다음의 식을 만족한다. 회귀식의 신뢰도를 나타내는 R-Sq(adjusted R square)는 80.4%로 비교적 양호하였다.
경도비(HAZ/모재)=1.55 - 0.847Cu - 0.00899(Ti+Nb)/(C+N)
상기 식으로부터, Cu, (Ti+Nb)/(C+N)를 적정 수준으로 하향 조정하면 충분한 가공성을 확보할 수 있는 것으로 판단된다.
도 3은 강재 1, 강재 3, 강재 8 에 대하여 모재 및 레이저 출력 6kW, 용접속도 5m/min으로 용접한 이음부에 대하여 에릭슨(Erichsen)시험을 실시한 결과이다. 강재 1은 용접열영향부에서 균열이 발생하였으며, 강재 3 및 강재 8은 각각 용접금속부에서 균열이 발생하였다. 즉 강재 3 및 강재 8은 강재 1에 비하여 용접열영향부의 연화현상이 저감된 것으로 판단된다. 또한 각각의 강종에 대한 용접부의 에릭슨(Erichsen)값을 비교하여 보면 강재 1보다 강재 3 및 강재 9의 용접부가 양호한 성형특성을 갖는 것을 알 수 있다.

Claims (8)

  1. 중량%로, C: 0.01%이하, N: 0.01%이하, Si: 0.8~1.0%, Mn: 0.5%이하, Cr: 13.7~14.3%, Cu: 0.1~0.3%, Nb: 0.3~0.4%, Ti: 0.1~0.2%를 포함하고, 나머지는 Fe 및 기타 불가피한 불순물로 이루어지는 것을 특징으로 하는 용접부의 가공성이 우수한 스테인리스강.
  2. 제 1 항에 있어서, 상기 스테인리스강은 0.982≤1.55-0.847Cu-0.00899(Ti+Nb)/(C+N)≤1.05 를 만족하는 것을 특징으로 하는 용접부의 가공성이 우수한 스테인리스강.
  3. 중량%로, C: 0.01%이하, N: 0.01%이하, Si: 0.8~1.0%, Mn: 0.5%이하, Cr: 13.7~14.3%, Cu: 0.1~0.3%, Nb: 0.3~0.4%, Ti: 0.1~0.2%를 포함하고, 나머지는 Fe 및 기타 불가피한 불순물로 이루어지고,
    강관 용접시 강관의 경도비(HAZ/모재)가 0.98~1.05인 것을 특징으로 하는 용접부의 가공성이 우수한 스테인리스 용접강관.
  4. 제 3 항에 있어서, 상기 용접강관은 0.982≤1.55-0.847Cu-0.00899(Ti+Nb)/(C+N)≤1.05 를 만족하는 것을 특징으로 하는 용접부의 가공성이 우수한 용접강관.
  5. 중량%로, C: 0.01%이하, N: 0.01%이하, Si: 0.8~1.0%, Mn: 0.5%이하, Cr: 13.7~14.3%, Cu: 0.1~0.3%, Nb: 0.3~0.4%, Ti: 0.1~0.2%를 포함하고, 나머지는 Fe 및 기타 불가피한 불순물로 이루어지는 스테인리스강을 용접강관 제조시 보호가스 하에서 0.86~1.28kW·min/m의 용접입열량(출력/속도, kW/m/min)으로 레이저 용접하는 단계를 포함하는 것을 특징으로 하는 용접부의 가공성이 우수한 스테인리스 용접강관의 제조방법.
  6. 제 5 항에 있어서, 상기 스테인리스강은 0.982≤1.55-0.847Cu-0.00899(Ti+Nb)/(C+N)≤1.05 를 만족하는 것을 특징으로 하는 용접부의 가공성이 우수한 스테인리스 용접강관의 제조방법.
  7. 제 5 항 또는 제 6 항에 있어서, 상기 보호가스로써 불활성가스를 비드 상부와 하부에 모두 사용하는 것을 특징으로 하는 용접부의 가공성이 우수한 스테인리스 용접강관의 제조방법.
  8. 제 7 항에 있어서, 상기 보호가스는 비드 상부에 15~20L/min의 유속으로 He가스를 투입하고, 비드 하부에는 Ar가스로 분위기 처리하는 것을 특징으로 하는 용접부의 가공성이 우수한 스테인리스 용접강관의 제조방법.
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