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형자 정
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1 가스용금속플렉시블호스의용접방법개선에관한연구 김완진 이영섭 * ㆍ최진림 ** 한국가스안전공사가스안전연구원ㆍ * 서울산업대학교안전공학과ㆍ ** 동아금속주름관 ( 주 ) ( 접수 / 채택 ) An Improvement of Welding Method for the Corrugated Stainless Steel Tubing(CSST) Wan-Jin Kim Yeong-Seop Yi * ㆍJin-Lim Choi ** Institute of Gas Safety R&D, Korea Gas Safety Corporation * Department of Safety Engineering, Seoul National University of Technology ** Dong-A Flexible Metal Tubes Co., Ltd. (Received April 2, 2008 / Accepted September 9, 2008) Abstract : The corrugated stainless steel tubing(csst) for the fuel gas piping system can be installed easily and quickly. It is often constructed under the ceiling and the wall which has a good flexibility and installation in comparison with iron pipe. However, the quality of the CSST is determined to depend upon the welding skill of stainless steel tubing. In this study, it is tested by controlling jet point of Ar as inert and cooling gas, and also compared with the bead state of welding point and the performance. As a result, it has the best condition when the jet point of Ar is located behind 5~10mm of the welding point. Key Words : corrugated stainless steel tubing(csst), iron pipe, flexibility, installation 1. 서론 * 가스용금속플렉시블호스 (CSST; corrugated stainless steel tubing) 는시공성, 안전성, 내구성이양호하여연소기용뿐만아니라배관용으로도많이사용되는대표적인가스기기중의하나이다. 특히최근에는주택의미관을고려하여배관의노출시공을피하기위해가스용금속플렉시블호스를사용해천장이나공동구에매몰하여시공하는신규주택및대단위아파트가많이증가하고있다. 가스용금속플렉시블호스는크게튜브와각링, O- 링, 이음쇠로이루어져있다. 이음쇠는주로 KS D 5101( 동및동합금봉 ) C3771 을사용하여제작하고튜브는 KS D 3700( 냉간압연스테인리스강대 ) STS 304 를사용하여튜브를제작한다. 튜브는두께가약 0.25mm 의스테인리스강대를둥글게성형한후용접하여주름을성형하여튜브를제작하기때문에용접불량으로인해제품의불량이발생 To whom correspondence should be addressed. wanjin@kgs.or.kr 하기가쉽다. 특히얇은스테인리스강대를용접및냉각하는기술은튜브의성능을결정하는중요한공정이라고할수있다. 하지만플렉시블튜브의생산방식에대한조사및연구가미흡하여튜브의생산방식이개선되지않음에따라튜브의성능을향상시키기가어려운환경이었다. 따라서본연구는기존의스테인리스튜브의용접방법개선을통하여제품의품질과용접불량으로인해발생하는가스사고를예방하고자한다. 2. 실험방법 2.1. 튜브용접방식의문제점가스용금속플렉시블호스의주부품인튜브의생산과정은관성형- 용접- 공기냉각- 주름성형- 열처리의절차를거쳐생산된다. 이중가장중요한절차중에하나인관성형, 용접, 공기냉각은하나의공정으로진행된다. 이를튜브의용접공정이라고하는데, 용접공정은 Fig. 1에서보는바와같이 STS 79

2 김완진, 이영섭, 최진림 304 오스테나이트계스테인리스코일을원형으로말아서코일의접합부를플라즈마또는 Tig 용접토오치의전극봉으로부터아크를발생시켜모재또는용접재를용융시킴으로써관을성형하는방식이다. 이때용접시용접부의비드면과열영향부면이산소와접촉하여산화되는것을방지하기위하여용접부의내면과외면의표면에불활성가스인 Ar 가스를약 2kg/cm 2 의압력으로분사함으로써용접부를공기로부터차폐시켜산화가방지된다. 이러한용접방식이가스용금속플렉시블호스를제조하는대부분의제조사가사용하는방식으로그중에는하방의 Ar 가스분사구가없는제조사제품도있었다. 하지만이러한용접방식은용접부의온도가 1350 이상인용융금속상태에서고온 중압의 Ar 가스를분사함으로써관의내부용접부에는 Fig. 2 에서보는바와같은 'B' 형상의오목한덴트부를만들어액화석유가스안전관리기준통합고시제 호 ( 가스용금속플렉시블호스의제조기준 ) 와 KS D 3625( 가스용금속플렉시블호스 ) 에서정한튜브의두께기준인 0.25mm 보다얇게제조될뿐아니라, 모재와용융부와의금속성분의함양을변화시켜금속과의용착력을저하시키고급속냉각으로인해용접열영향부위에서발생하는용접응력을제거하지못하여입계부식 (intergranular corrosion) 이촉진되어탄화물을석출하는문제가발생될수도있다. 오스테나이트계스테인리스강의용접부의용접온도는 1000 이상에서용접이실시된다. 이러한용접부에저온의 Ar 가스를분사하게되면용접부의온도가 500~800 로저감되게된다. 하지만이온도는탄화물이석출되는예민화 (sensitization) 의온도범위에해당되는온도로, 이과정으로인해용접부에탄화물이석출될수있다. 또한탄화물석출로인해강관의용접비드부및용접열영향부위는경도가모재에비해높아질수있고금속조직도변화가가능하다. 금속조직이변화가되면모재와용접부가서로이원화되어이원화된금속조직의전위차가발생하게되고이로인해부식이발생할수있게된다. 이러한현상을방지하기위해서는용접후일정한시간동안용접풀림시간을부여하고풀림이끝난후바로급속냉각하는방식을채택하게되면탄화물석출온도를최단시간으로줄일수있기때문에탄화물석출을예방할수있게된다. 그이유는오스테나이트계스테인리스강의가공경화또는용접응력풀림온도는 1050 정도가적당하고입계부식을촉진시키는탄화물이석출되는예민화의온도범위는 425~870 이므로정상적인용접의풀림처리를위해서는용접후 1050~1150 까지가열한다음 425 이하가될때까지급속하게냉각시켜야하나, 현재사용중인용접방식은 1350~1500 로용접후용접부위를서서히냉각시킴으로써용접응력이제거되지않을뿐아니라탄화물이입계에석출되는문제점이발생하였다. Fig. 1. Welding method of CSST. Fig. 2. Welding point of CSST 시험방법기존의스테인리스스틸튜브의용접과정에서발생하는문제점을개선하기위하여 Ar892 적외선고온온도계를이용하여용접부와냉각부를 Fig. 3과같이용접장치를재설치하였다. 재설치된용접장치는내부의 Ar가스분사구를용접부보다후방에설치한구조이다. Fig. 3의용접장치는용접부의온도가 1350~1500 로유지되었고, 1차냉각부는용접면상방에서분사되는 Ar가스에의해냉각되는구조로용접의풀림과정을유지하기위하여냉각온도가약 1100 정도유지되었다. 2차냉각부는하방에서 Ar가스를분사하는구조로용접부의온도가약 425 를유지하도록설계하였다. 제조장치의용접부의용접은플라즈마용접으로실시하였으며 Ar 의분사압력은 2kg/cm 2 로고정하였다. 용접부내면의 Ar가스의분사구는온도의조정을통하여 T의길이를기존의위치보다 5~10mm 후방에설치하였다. 80 Journal of the KOSOS, Vol. 23, No. 5, 2008

또한 새로운 조건에서 생산된 제품(시료B)과 기 존의 조건에서 생산된 제품(시료A)의 성능을 평가 하기 위하여 각각의 조건에서 생산된 제품을 확대 현미경을 사용하여 용접면 상태를 비교하였으며, 용접면과 모재의 금속성분분석 및 경도를 측정하 여 상호 비교하였으며, 파열시험기를 사용하여 각 각 튜브에 대하여 파열압 시험을 실시하였다.

3 가스용 금속 플렉시블 호스의 용접방법 개선에 관한 연구 Fig. 3. New welding method of CSST. Fig. 5. Inner welding bead of specimen B. 이러한 형태로 제작한 이유는 하방의 Ar가스의 압력으로 인한 오목한 덴트부의 생성을 방지하고 용접부의 저온의 Ar가스로 인한 용접부의 온도저 하로 금속의 입계부식이 발생하는 것을 예방하기 위한 구조이다. 또한 새로운 조건에서 생산된 제품(시료B)과 기 존의 조건에서 생산된 제품(시료A)의 성능을 평가 하기 위하여 각각의 조건에서 생산된 제품을 확대 현미경을 사용하여 용접면 상태를 비교하였으며, 용접면과 모재의 금속성분분석 및 경도를 측정하 여 상호 비교하였으며, 파열시험기를 사용하여 각 각 튜브에 대하여 파열압 시험을 실시하였다. A시료는 상부와 하부의 냉각점을 용접점에 설 치하여 생산된 튜브로서 Fig. 4에서와 같이 용접면 의 중심부에 오목한 덴트부가 튜브 내면에 생성이 된 것을 알 수 있다. 오목한 덴트부가 생성됨으로 인해 튜브의 두께기준인 0.25mm보다 튜브가 얇아 져 내압 성능의 저하될 수 있으며, 이로 인해 압력 조정기 다이아프램 손상으로 인한 LP 가스 직압을 받거나 및 외부충격에 쉽게 파열됨으로 가스사고 의 원인이 될 수도 있다. 이렇게 튜브내면에 오목 한 덴트부가 생성되는 원인은 약 1400 의 높은 용 접열로 용융된 스테인리스 튜브에 저온 중압의 Ar 가스가 용접부에 직접 분사되면 용융된 스테인리 스강이 Ar가스의 압력으로 오목한 덴트부가 생성 되는 것이다. 하지만 내부 Ar가스의 분사점을 5 10mm 후방에 설치된 작업조건에 생산된 스테인리 스 튜브는 Fig. 5와 같이 비드면이 모재보다 두꺼운 것을 확인할 수 있다. 비드면이 모재보다 두꺼울 경 우에는 튜브내부의 가스압력이 상승하더라도 모재 보다 내압성능이 높고, 외부의 충격에도 쉽게 파손 되지 않으므로 보다 안정성이 높다고 할 수 있다. 3. 실험 결과 3.1. 비드상태 평가 용접후 생성되는 스테인리스 스틸 튜브의 용접 면 비드상태를 확인하기 위하여 올림푸스 SZX-FOF 현미경을 이용하여 용접부를 63배 확대하여 조사 하였다. 확대부분은 기존의 용접방식으로 용접을 실시하였을 때 내부표면에 오목한 덴트부가 발생 되는 현상을 확인하였으므로 용접작업 후 튜브를 절개하여 튜브내부의 용접면을 확대하였으며, 확대 된 내부용접면은 A시료는 Fig. 4, B시료는 Fig. 5와 같다 용접면 경도 측정 A시료와 B시료의 용접면의 금속성분변화를 조 사하기 위하여 용접면에 대한 금속성분분석과 비 커스 경도를 측정하였다. 금속성분분석은 Shimadzu 사 GVM-1014 Spark/arc-AES 분석기를 사용하여 각 시료별로 5회씩 분석하여 산술평균을 구하였다. 각 시료에 대한 금속성분은 Table 1과 같다. Table 1. Metal constituents(%) of specimens Fig. 4. Inner welding bead of specimen A. 한국안전학회지, 제23권 제5호, 2008년 Con. C Cr Ni A base material A welding material B base material B welding material

김완진, 이영섭, 최진림 Table 2. Hardness(HV) of specimens Parts Welding surface Base surface Specimen A 210 182 Specimen B 176 172 Table 3. Bursting pressure of CSST No.

하지만탄소강의성질에중요한영향을미치는 C 의함량은 A 시료는용접부가모재부에비해약 2 배가량높았으며, B 시료는약 1.2 배가량높은것으로조사되었다. C 의함량이 0.08% 보다높아지게되면일부스테인리스스틸튜브의종류가오스테나이트 (austenite) 계에서마르텐사이트 (martensite) 계로변태가된것을추정할수있는데변태가되면금속이경화되고자성을나타낸다.

4 김완진, 이영섭, 최진림 Table 2. Hardness(HV) of specimens Parts Welding surface Base surface Specimen A Specimen B Table 3. Bursting pressure of CSST No. #1 #2 #3 Specimen A 125kgf/cm 2 127kgf/cm 2 122kgf/cm 2 Specimen B 175kgf/cm 2 176kgf/cm 2 174kgf/cm 2 각시료에대한금속성분을분석한결과 Cr 과 Ni 의함량은 A 시료와 B 시료가약간의차이가있는것으로분석되었으나대체적으로함량이유사했다. 하지만탄소강의성질에중요한영향을미치는 C 의함량은 A 시료는용접부가모재부에비해약 2 배가량높았으며, B 시료는약 1.2 배가량높은것으로조사되었다. C 의함량이 0.08% 보다높아지게되면일부스테인리스스틸튜브의종류가오스테나이트 (austenite) 계에서마르텐사이트 (martensite) 계로변태가된것을추정할수있는데변태가되면금속이경화되고자성을나타낸다. 이렇게되면오스테나이트계스테인리스강은탄화물이입계에석출되어부식하기쉬운예민화과정을거치게되고입계부식을일으킬수있다. 금속조직이탄소함량의변화로인한경도변화를측정하기위하여비커스경도를측정하였다. 비커스경도는모재부와용접부로나누어각각 3 회경도를측정하여측정값을산술평균하여 Table 2 와같이나타내었다. 경도측정점은모재는튜브의몸체부분을측정하였으며용접부는용접면의비드면을측정하였다. 비커스경도를각시료의모재와용접면을측정해본결과시료 B 는용접부가 HV176, 모재는 HV172 로약 HV4 정도의감소가있었으나, 기존의용접방식으로제작한시료 A 는용접부의비커스경도는 HV210 이었고모재는 HV182 로측정되어 HV38 정도의경도가저감하는것으로측정되었다. 시료 A 의경우에는용접부가용접과정에서 Ar 가스에의해냉각부의온도가약 750 정도로유지되면서 C 함량의변화로인해경도변화가생긴것으로추정할수있다 파열상태평가 플렉시블호스의파열시험은유체 ( 물 ) 를이용하여분당 10kgf/cm 2 의속도로튜브내유체의압력을서서히가압하여파열압력까지올려파열될때의압력과파열된부위의파열상태를상호비교하였다. 실험은 A 시료와 B 시료를 3 개씩제작하여각시료에대하여파열시험을실시하였으며각파열시험에대한결과는 Table 3 과같다. Fig. 6. Bursting part of specimen A. Fig. 7. Bursting part of specimen B. 기존의방식으로제작한시료 A 의파열압력은 Table 3 에서와같이 125kgf/cm 2, 127kgf/cm 2, 122kgf/ cm 2 에서시료가파열되었고, 새로운용접방식으로제작한시료 B 의파열압력은 175kgf/cm 2, 176kgf/cm 2, 174kgf/cm 2 의압력에서시료가파열되었다. 각시료에대한파열부위는 A 시료는 Fig. 6, B 시료의파열부위는 Fig. 7 과같다. 각시료에대한파열부위는 A 시료는모재부분에서파열이발생하였으며용접부는파열로인한손상이전혀발생하지않았다. B 시료의파열부위는용접된부위를따라서파열이발생하였다. 본파열시험에의하면기존의스테인리스스틸튜브생산방식인 Ar 가스용접부직사방식으로생산된제품보다튜브내면의 Ar 가스분사구를용접부후방 5~10mm 에설치하여제조한스테인리스스틸튜브가내압강도가약 50kgf/cm 2 정도높은것으로조사되었다. 4. 결론및검토 가스용금속플렉시블호스의주요부품인스테인리스스틸튜브는용접공정의용접 냉각등의과정에의해성능및안전성이좌우되나기존의제조공정에서제작되는스테인리스튜브는용접면의상 하부에 Ar 가스를직접분사하여튜브를제작함으로서튜브의내면에오목한덴트부를생성하였다. 또한, 용접부가스테인리스강의예민화온도에서냉각되어용접부의입계부식을촉진하여제품의품질을저하시키는원인이되었다. 82 Journal of the KOSOS, Vol. 23, No. 5, 2008

5 가스용금속플렉시블호스의용접방법개선에관한연구 이러한문제점을개선하기위하여용접부하단의 Ar 가스분사점을 5~10mm 후방에설치하여 1 차냉각부의온도가약 1000, 2 차냉각부의온도를약 450 로유지하도록제조시설을설계하였다. 이렇게제조시설을변경한튜브를제조한결과튜브내부에 Ar 가스에의한오목한덴트부가생성되는현상을방지할수있었고, 2 차냉각부에서용접부의온도를 500 이하로급속하게냉각함으로서스테인리스강의탄화물석출에따른입계부식을예방할수있었다. 시료에대한파열시험을실시한결과, 새로운방식으로제작한시료가기존의방식에서제작한시료보다약 50kgf/cm 2 의높은내압성능을가지는것으로조사되었다. 파열부위도기존제작방식으로제작된튜브는용접부에서파열이발생한반면, 새로운제작방식으로제작된튜브는용접부는이상이없고모재에서파열이발생하였다. 참고문헌 1) ANSI LC /CSA , Fuel Gas Piping Systems Using Corrugated Stainless Steel Tubing. 2) LIA300, 金屬フレキシブルース檢査規程. 3) LIA310, 液化石油ガス配管用フレキ官檢査規程. 4) 김희진, 유희수, Ways to Improve Reliability against Stress-Relief Cracking in Weld Metal, 대한용접학회논문집, Vol. 25, pp. 105~107, ) 김문영, 양성호, 박상열, 최희숙, 고원, 채나현, 열처리조건에따른 Ni 기지초합금용접부의기계적특성, 대한기계학회논문집, Vol. 31, pp. 525~527, ) 양동영, 신금속재료학, 문운당, pp. 279~282, ) 김정근, 김기영, 박해웅, 금속현미경조직학, 도서출판골드, pp. 226~237, ) 연윤모, 금속재료용접성, 기전연구사, pp. 56~60, 한국안전학회지, 제 23 권제 5 호, 2008 년 83

Characteristic of Stainless Steel 304 vs. 316 STS 비교 스테인리스강화학성분비교 (ASTM A 479 Standard) Type UNS No. C Si 304 S S max 0.08

Characteristic of Stainless Steel 304 vs. 316 STS 비교 스테인리스강화학성분비교 (ASTM A 479 Standard) Type UNS No. C Si 304 S S max 0.08 304 vs. 316 STS 비교 304 316 스테인리스강화학성분비교 (ASTM A 479 Standard) Type UNS No. C Si 304 S30400 316 S31600 0.08 0.08 1.00 1.00 Mn P S Cr 2.00 2.00 0.045 0.045 0.050 0.050 18.00 20.00 16.00 18.00 Ni 8.00 10.5