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1 5 특집 : 용접부강도, 변형그리고건전성평가 후판용접부횡균열발생에미치는경화조직의영향 Effect of Susceptible Microstructure Depends on Transverse Cracks in Thick Steel Weldments Hae-Woo Lee, Sung-Won Kang and Jae-Myung Lee Hydrogen contents 1. 서론 구조물의대형화에따라사용강재도점점후판화되는추세이며후판은박판에비해상대적으로냉각속도가빠르고작용하는구속응력이크기때문에용접부에균열발생이쉬워진다 1-4). 균열은발생온도에따라크게고온균열과저온균열로구분되는데, 고온균열의대표적인균열로는응고균열 (solidification crack) 과액화균열 (liquation crack) 등이있다. 액화균열은주로용접열영향부에서결정립계를따라형성된입계편석 (grainboundary segregation) 때문에발생된다고알려져있으며, 응고균열은 FeS 같은저융점개재물의영향으로발생되는균열로주로용접부초청에서흔히발생되는균열이다. 반면저온균열의대표적인횡균열은용접선에수직인방향으로용접직후또는일정시간이지난뒤에발생되는데이와같이저온균열은용접부에수소가유입되어응력집중부나비금속개재물주위에집중되어재료의연성이극히낮아져발생되는지연균열인것이다 5,6). Fig. 1처럼저온균열의기본적발생요인으로는용접부에나타나는경화조직과용접시유입되는확산성수소량및용접부가냉각되는동안발생되는구속응력에영향을받는다. 즉, 저온균열은용접부에발생되는구속응력이경화조직및확산성수소량의상관관계에의 Hardness Cold Crack (Transverse Crack) Fig. 1 Mechanism of cold crack Stress 해결정되는재료의저항력즉균열발생한계응력보다클때발생된다고볼수있다 7). 앞에서언급했듯이횡균열발생요인으로경화조직, 확산성수소량및잔류응력에의해영향을받는다. 우선본보고서는경화조직이횡균열발생에미치는영향에대하여고찰하고자한다. 조직적측면에서마르텐사이트와같은경화조직은수소유기균열 (Hydrogen assisted cracking) 에매우민감하게작용한다고알려져있으며경화조직에영향을미치는요인으로는용접봉의화학조성, 모재의조성, 플럭스조성및보호가스등이있다 8,9). 2. 경화조직에영향을미치는요인 2.1 합금원소의영향 용접부의화학조성은용접봉의종류, 모재, 플럭스및보호가스등으로결정되며모재와유사한화학조성과강도및인성을갖는것이바람직하다. 합금원소를첨가하였을때상태도의오스테나이트의영역을확대시키는원소를오스테나이트안정화원소 (Austenite stabilization element) 라하며 C, N, Mn, Ni, Cu, Zn등이여기에속한다 10). 이러한원소들은베이나이트및마르텐사이트영역을넓게만들어쉽게저온생성물은변태함으로써용접부의경도를향상시킨다. 특히, Ni은강도는크게증가시키지않은반면침상페라이트 (Acicular ferrite) 량을증가시켜인성을높일목적으로사용되는대표적인원소이다. 페라이트안정화원소 (Ferrite stabilization element) 로는 Cr, Mo, Si, Al, Ti, Nb등이여기에속한다. Liu 11) 는 HSLA 강 (High Strength Low Alloy, 저합금고장력강 ) 에서탄화물, 질화물및비금속개재물의형태를 Table 1에나타내었으며용착금속에 Al의함량이증가함에따라비금속개재물에서의 Al함량도증가한다는연구결과를발표하였다. 大韓熔接 接合學會誌第 26 卷第 3 號, 2008 年 6 月 219

2 6 Table 1 Summary of the non-metallic inclusion most commonly found in HSLA steels Element Carbide Nitride Non-metallic inclusions Fe Fe 3C - FeO, FeS Si - Si 3N 4 Al 2O 3-SiO 2, (Fe, Mn)O-Al 2O 3-SiO 2, SiO 2, (Fe, Mn)O-SiO 2, CaO-Al 2O 3-SiO 2 Mn - - (Mn, Fe)O, MnO-SiO 2, (Mn, Fe)S P S - - Sulfides Ni Cr Cr 7C 3 Cr 2N Cr XO Y, (Fe, Mn)O Cr 2O 3 Mo Mo 2C Mo 6C Mo 23C Mo 2N - Ti TiC TiN Ti XO Y, (Fe, Mn)O Ti XO Y, TiO, TiS, Ti 3S 4, Ti 4(C, N) 2S 2 V VC VIN FeV 2O 4, V 2O 3, VO Nb NbC NbN FeNb 2O 6, NbO 2 Al Ca AlN Al 2O 3, (Fe, Mn)O Al 2O 3, CaO, Al 2O 3, Al XON Y CaO-Al 2O 3-SiO 2, CaS Cr, Mo는페라이트안정화원소로쉽게고온변태생성물을얻을것같지만실제로는초석페라이트 (Proeutectoid ferrite) 보다침상페라이트를더많이생성시켜인성을증가시킨다. 이와같은이유는 Cr과 Mo가강력한탄화물을형성함으로써결정립내부의고농도핵생성자리를증가시켜침상페라이트생성을촉진하기때문이며질화물형성원소인 Nb, V, Ti, Al은초석페라이트의생성을억제하고침상페라이트및베이나이트생성을촉진한다고알려져있다. 바나듐은 800 이하에서 VN을형성하여초석페라이트성장을방해하고침상페라이트형성을촉진하지만너무많이첨가할경우강도증가뿐만아니라확산속도가늦어져저온변태생성물을만든다. 니오비움 (Nb) 은약 1000 이하에서 NbC를형성하여오스테나이트-페라이트계면에석출하여초석페라이트성장을방해하고침상페라이트생성을촉진하지만너무많이첨가할경우저온변태생성물인베이나이트변태를조장한다. 티타늄은강력한페라이트안정화원소로써금속내부에존재하는 N등과쉽게결합하여 TiN 을형성함으 로써결정립내의고농도핵생성자리를증가시켜침상페라이트생성을촉진한다. Brownlee 13) 등은용착금속에서합금원소와침상페라이트량과의관계를연구하였는데 Al 및 Ti량이증가하면침상페라이트도증가한다는사실을알았으나이들합금원소가 0.25wt% 이상첨가한경우에는합금원소량이증가할수록오히려침상페라이트량이감소하여충격특성을저하시킨다고발표하였다. C-Mn강에있어 S가경도에미치는영향을고찰한 Fig. 2는 Hart 13) 에의 Maximum HAZ hardness,(hv) Low-s steel REM treated 2 Low-s steel High-s steel Cooling time between 800 & 500 (T 85 ), sec Fig. 2 Comparison of HAZ hardenabilities of low sulphur, high sulphur REM treated steel 220 Journal of KWJS, Vol. 26, No. 3, June, 2008

3 후판용접부횡균열발생에미치는경화조직의영향 7 해제안되었는데 S가감소함에따라경도값이증가하는경항을나타내었다. Yamamoto 14) 등도페라이트핵생성에있어 S의영향을설명하였는데황화물은대부분 MnS로석출되며석출되는과정에서 S의주위에 Mn은고갈되는결과를가져와석출물주위에탄소확산을촉진하며페라이트핵생성을증가시키는역할을한다고설명하였다. Okumura 15) 는 C-Mn강에있어 S의함량을 에서 로감소시켰을때실제로열영향부경화능이증가하는것을확인하였으며, Ni이첨가된강에서는이러한현상이나타나지않아경도값증가현상은일어나지않았다고발표하였다. Table 2는지금까지제안된탄소당량식중중요한식과자주이용되어지는식을나타내었다. 탄소당량식은합금원소와용도에따라크게 4부분으로구별되는데 A그룹은 Mn의계수를 1/6 으로계산한특징이있다. 전세계적으로가장폭넓게사용되고있는 CE IIW 는국제용접학회 (IIW) 에서공인한식으로써 Dearden 과 O'neill 16) 이제안한것을일부변형한탄소당량식이다. Kihara 17) 등으로부터제안된 CE WES 는저합금중탄소강에적합하나저탄소, 저합금강에서적절치않은탄소당량식이다. Pcm, CE HLSA 및 CE PLS 를포함한그룹 C에서는 Mn의계수를 1/16 또는 1/20 로계산하였으며탄소가다른합금에비해더중요한변수가됨을알수있다. Pcm 은자구속균열감수성시험을기본으로하여만들어진식으로써저탄소저합금강에적합하며 CE PLS 는기본적으로탄소함유량이낮은라인파이트강과같이냉각속도가빠른경우에이용되고있다. B그룹은 A와 C그룹의중간정도의탄소당량식으로 Mn의계수를 1/10으로계산한특징이있으며 D그룹의식들은탄소및합금의량에크게영향을받지않고대부분강중에사용이가능하도록제안된식이다. 동일한강재라할지라도적용하는식에따라탄소당량이현저히차이가남을알수있는데강재화학조성, 용접부두께및개선형태에따라적절한식을사용하는것이바람직하다. 2.2 냉각속도 (Cooling rate) 영향용접부의적정냉각속도는다음과같이중요한역할을한다. (1) 경화조직인마르텐사이트생성을억제함으로서균열방지효과 Table 2 Proposed carbon equivalents for assessing weldability Group Equation A B C D 大韓熔接 接合學會誌第 26 卷第 3 號, 2008 年 6 月 221

4 8 (2) 용착금속또는열영향부에서빠른야금학적반응을유도 (3) 용접금속에서조대한수지상정 (dendrite) 생성억제 Adams 18) 는박판과후판에서의냉각속도를연구하였는데냉각속도는다음조건에따라정해진다고설명하였다. (1) 용접부두께와개선형태 (2) 용접전모재의온도 (3) 용접입열 (4) 예열상태또한, 용접부두께에따른냉각속도를다음두식으로계산하였는데 1) 박판에서의냉각속도 (S) 2) 후판에서의냉각속도는 : 냉각속도를측정하고자하는온도 : 용접전용접부온도 = 순수용접입열 위결과에서나타나듯이냉각속도가강재두께에따라현저한차이가있으며후판이될수록냉각속도가빨라짐을알수있다. Fig. 3 19) 은 36kgf/mm 2 급의항복강도를가진 asrolled강, normalized 강및 TMCP강에있어서냉각속도를달리하였을때용접부의최고경도값을도식화한그래프이다. 냉각속도가빠를수록높은경도분포를나타내고있으며제어압연으로제조된 TMCP강재가 asrolled 강재나 normalized 강재보다냉각속도에따른경도값의영향을적게받는것으로나타나고있는데이는낮은탄소당량 (Carbon equivalent) 의영향으로경화조직생성이상대적으로어렵기때문이다. 즉, 냉각속도는용접조건, 용접입열및예열온도에영향을받으며냉각속도에따라오스테나이트에서변태되는조직이달라진다. 임계냉각속도보다더빨리냉각될때에는 100% 마르텐사이트변태를하지만임계냉각속도보다늦은경우베이나이트및펄라이트변태를한다. 용접부가 100% 마르텐사이트변태시용접부경도값 (Hv) 는주로탄소성분에영향을받는데, 다음식으로경도값을추정할수있다. 여기서, f 1 : 아크효율, SAW : 1.0 FCAW : 0.9 SMAW : 0.9 GTAW : 0.7 K = 열전도율 ( 탄소강 :0.028J/mm.S. ) ρc = 체적열량 ( 탄소강 :0.0044J/mm 3. ) V = 용접속도, E = 전압, I = 전류 Hn 800J/mm의플럭스코어드아크용접시두께에따른냉각속도를알아보기위하여 3mm와 25mm 강재에있어변태가완료되는 500 에서의냉각속도를계산하였는데, ⅰ) 3mm 인경우 S = 1.66 /S (at 500 ) ⅱ) 25mm인경우 S = 49.5 /s (at 500 ) Fig. 4 20) 은저합금강에대한연속냉각곡선 (Continuous cooling transformation curve) 이다. 냉각속도가느린경우다각형페라이트와펄라이트영역을지나는반면중간정도의냉각속도에서는 90% 이상의침상페라이트를얻을수있으며냉각속도가빠른경우에는침상페라이트대신베이나이트또는위드만스테턴조직이생성된다. 용접부가냉각도중오스테나이트가페라이트로변태 Maximum HAZ hardness,(hv) Cooling time between 800 & 500 (T 85 ), sec Fig. 3 Change in HAZ hardness of 360 MNm-2 yield strength steel 222 Journal of KWJS, Vol. 26, No. 3, June, 2008

5 후판용접부횡균열발생에미치는경화조직의영향 9 Temperature 1100 ( ) Time, sec Fig. 4 CCT diagram for a low-alloy steel 되면첫변태생성물은주상정 (columnar) 의구오스테나이트입계 (Prior austenite grainboundary) 에서결정입계페라이트 (grainboundary ferrite) 가변태온도 800~700 에서생성되며이를흔히페라이트, 다각형페라이트, 블로키페라이트또는초석페라이트라한다. 용접부가더욱낮은온도로냉각되면결정입계페라이트로부터위드만스테턴 FSP(ferrite side plate) 가핵생성되어긴침상래쓰 (lath) 들이오스테나이트입내로돌출한다. 이페라이트래쓰들은약 범위에서생성된다. 이들결정입계페라이트와 FSP 를 primary 페라이트라고한다. 용접부가 600~500 범위로냉각되면침상페라이트가결정입내에생성되며이침상페라이트의폭은 1-3 μm정도의미세한크기로결정입내에상호연결되어있다. 지금까지변태하지못한잔류오스테나이트는베이나이트, 마르테사이트및펄라이트로변태된다 21-23). 3. 맺음말 저온균열인횡균열발생의주요인자인경화조직은합금원소와용접부냉각속도에좌우된다. 용접부경화조직생성을최소화하기위해서는탄소당량을낮추고용접전규정된온도로예열을실시함으로서마르텐사이트및베이나이트같은경화조직을억제할수있다. 참고문헌 1. H. W. Lee, S. W. Kang, A study on transverse weld cracks in thick steel plate wih the FCAW process, American Welding Society, Welding Journal, , H. W. Lee, S.W. Kang, The relationship between residual stresses and transverse weld cracks in thick steel plate, American Welding Society, Welding Journal, , American Welding Society, Welding Handbook, Vol. 1(8th), 368, ASM Handbook Committee, Metal Handbook(Ninth Edition), Vol. 6, 129~130, E. G. Signes and P. Howe, Hydrogen-Assisted Cracking in High Strength Pipeline Steel, Welding Journal, 163~170, August Takahashi Yatake and Nobutaka Yurioka, Studies on delayed Cracking in Steel Weldments, Journal of Welding Society, Vol. 3, 75~80, R. Vasudevan, R.D. Stout and A.W. Pense, Welding Journal, Vol. 60(9), 155~168, 熔接金屬の橫割れに關する硏究, 生駒勉, JSSC, Vol. 10, No. 101, 40~54, N. Yurioka et al, Studies on delayed Cracking in Steel Weldment, J. of JWS, Vol. 48, 1028~1033, G.Krauss, Principle of Heat Treatment of Steel, 10~ 13, S. Liu, The Role of Non Metallic Inclusions in Controlling Weld Metal Microstructure in Niobium Microalloyed Steels, Colorado School of Mines Ph. D Thesis, Brownlee, Effect of Aluminum and Titanium on the Microstructure and Properties of Microalloyed Steel Weld Metal, 245~250, P. H. M. Hart, In Proc. Int. Conf. Trends in Steels and consumables, The Welding Institute, London, Nov K. Yamamoto, S. Matsuda, T. Haze and R. Chijiwa, Residual and Unspecified Elements in Steel, American Society for Testing and Material, M. Okumura, N. Yurioka and T. Kasuya, Effect of Cleanless of Steel on Its Hardenability, IIW Doc, 1459~1487, J. Dearden and H. O. Neill, Trans. Inst. Weld, 203~214, Mar H. Kihara, H. Suzuki and Y. Kanatani, NRIM Rep., 39~64, Adams, Cooling Rates and Peak Temperatures in Fusion Welding, Welding Journal Research Supplement, 210~215, N.Yurioka, Mater. Des., 154~171, ASM Handbook Committee, Metal Handbook(Ninth Edition), Vol. 6, 39, Ito, Y., Nakanishi, M. and Komizo. Y., Effect of Oxygen on Low Carbon Steel Weld Metal, Metal Construction, 61-9, , Evans, G. M., The Effect of Manganese on the Microstructure and Properties of Weld Metal Deposits, Welding Journal, 59-8, 67-68, Dolby, R. E., Factors Controlling Weld Toughness- The Present Part 2 Weld Metal, Weld. Inst. Res. Rep 14, 86-87, 1979 大韓熔接 接合學會誌第 26 卷第 3 號, 2008 年 6 月 223

6 10 이해우 ( 李海雨 ) 1963년생 동아대학교신소재공학과 용접균열, 용접불량원인규명 hwlee@dau.ac.kr 이제명 ( 李帝明 ) 1969년생 부산대학교조선해양공학과 용접강도, 손상해석 jaemlee@pusan.ac.kr 강성원 ( 康聖原 ) 1946년생 부산대학교조선해양공학과 용접강도, 용접부피로손상해석 swkang@pusan.ac.kr 224 Journal of KWJS, Vol. 26, No. 3, June, 2008