KR100436489B1 - 고장력강용 가스 실드 아크 용접용 플럭스 코어드 와이어 - Google Patents
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Abstract
가스 실드 아크 용접용 플럭스 코어드 와이어의 플럭스를 구성하는 화학성분 중에서 탈산제의 기능을 갖는 금속 및 합금철 성분 중 Si, Mg, Al의 3성분의 합을 와이어 전 중량에 대해서 0.5~1.5%, 탈산제의 기능을 갖는 금속 및 합금철 성분 중 (Mg+Al)에 대한 Mn의 비, 즉 Mn/(Mg+Al)의 값을 3.5~5.0, Cr, Ni, Mo 및 Nb로 이루어진 그룹으로부터 선택된 2성분 이상의 합을 와이어 전중량에 대하여 1.0~2.5%로 최적화함으로써, 전자세용접에서도 우수한 용접 작업성을 보여 용접작업의 능률을 향상시키며, 높은 인장강도와 함께 충격 흡수 에너지를 유지하여 용접구조물에 안전성을 부여하는 가스 실드 아크 용접용 플럭스 코어드 와이어를 제공한다.
Description
본 발명은 80㎏f/㎟급 고장력강용 가스 실드 아크 용접용 플럭스 코어드 와이어에 관한 것으로서, 더욱 상세하게는 티타니아계 플러스를 충진시킴으로써 작업성과 저온 인성을 개선시킨 80㎏f/㎟급 고장력강용 가스 실드 아크 용접용 플럭스 코어드 와이어에 관한 것이다.
지금까지 주로 고장력강판용으로 사용되어온 플럭스 코어드 와이어는 60~70㎏f/㎟급이 대부분이었으며, 특히 고강도를 유지함과 동시에 연신율과 저온 인성을 우수하게 유지하는 것은 쉽지 않았다. 따라서 고강도, 연신율 및 저온 인성을 모두 만족스럽게 하기 위하여 피복 아크 용접봉을 사용하거나 염기성계의 플럭스 코어드 와이어를 주로 사용해 왔다. 그러나 피복 아크 용접봉이나 염기성계의 플럭스 코어드 와이어는 그 사용부위가 한정되며 작업성이 떨어지는 등의 추가적으로 발생되는 문제점들을 안고 있다.
한편, 염기성계의 플럭스 코어드 와이어를 대체할 수 있는 티타니아계 플럭스 코어드 와이어는 첨가되는 TiO2가 다른 산화물과 함께 슬래그로 부상하여 비이드 표면을 덮기도 하지만 극히 일부는 비금속 개재물로서 용접금속 내부에 존재하거나 용접금속의 산소량을 증가시켜 용접금속의 인성이 저하되는 문제점이 발생된다.
본 발명은 상기와 같은 문제점들을 감안하여 제안된 것으로서, 작업성이 우수하면서도 80㎏f/㎟급 이상의 높은 인장강도를 갖고, 저온 충격 특성이 우수한 고장력강용 가스 실드 아크 용접용 플럭스 코어드 와이어를 제공함에 그 목적이 있다.
본 발명의 상기와 같은 목적은 가스 실드 아크 용접용 플럭스 코어드 와이어의 플럭스를 구성하는 화학성분으로 와이어 전 중량에 대하여, 탈산제의 기능을 갖는 금속 및 합금철 성분 중 Si, Mg, Al의 3성분의 합을 0.5~1.5%로 최적화하고 Mn은 1.5 ~ 2.7%를 함유시키되, (Mg+Al)에 대한 Mn의 비, 즉 Mn/(Mg+Al)의 값을 3.5~5.0으로 하며, 슬래그 형성제로서 TiO22.5 ~ 9.0%와 SiO20.5 ~ 2.0%를 함유시키고, Cr, Ni, Mo 및 Nb로 이루어진 그룹으로부터 선택된 2성분 이상의 합이 1.0~2.5%가 되도록 첨가함으로써 달성된다.
본 발명에 의하면 작업성이 우수하면서도 80㎏f/㎟급 이상의 높은 인장강도를 유지하며 0℃에서 27J 이상의 V 노치 샤르피 충격 특성을 갖는 플럭스 코어드 와이어가 제공된다.
상기와 같은 특성을 갖도록 하기 위해서는 용접금속의 조직을 더욱 미세화 시킬 필요가 있는바, 이를 위해서는 충진되는 내부 플럭스의 성분 뿐만 아니라 조성비 까지도 적절히 조절하는 것이 중요하다.
이에 본 발명은 염기성계 플럭스가 아닌 티타니아계 플럭스를 사용하였으며, Ti 또는 TiO2의 산화물과 Si 또는 SiO2의 산화물을 적절히 사용하였고, 용착금속내 비금속개재물의 잔류를 방지하기 위하여 금속망간, 금속실리콘 또는 그 합금철에 의존하던 탈산제를 Mg, Al을 함유한 합금 또는 금속과 복합적으로 사용하는 것으로 하였다.
또한 인장 강도와 인성의 특성을 우수하게 유지할 수 있도록 부가성분으로서의 합금제를 함유하도록 하였다.
이하, 본 발명이 필수구성요소로 하고 있는 플럭스의 성분의 각 역할과 그 수치한정의 이유에 대해 설명한다.
우선, 플럭스에 함유되어 있는 Si, Mg, Al의 3성분의 합이 와이어 전 중량에 대하여 0.5~1.5%를 만족해야 하는 이유에 대하여 설명한다.
용접과정중 용접금속내의 불순물 제거와 산소, 질소, 수소 등의 가스를 제거하여 보다 건전한 용접부를 만들기 위해서는 탈산제를 사용하는데, 종래 이러한 기능을 하는 탈산제로는 주로 Fe-Mn, Fe-Si, Fe-Ti 등에 많이 의존해 왔었다.
그러나 이러한 탈산제의 사용은 탈산의 목적은 어느 정도 달성할 수 있으나, 용접성에 있어서 아크의 안정성이나 용적의 이행상태와 크기의 조정등에는 불리한 점을 갖고 있다.
이에 본 발명자들은 Mg, Al 등을 함유한 금속분말 또는 합금제를 함유하되 탈산제 중에서 Si, Mg, Al의 3성분의 합이 와이어 전 중량에 대해서 0.5~1.5% 이면 탈산기능을 유지하는 동시에 아크가 안정적이고, 용적이행의 미세화를 가능하게 할 수 있다는 것을 발견하였다.
그러나, 상기 Si, Mg, Al의 3성분의 합이 와이어 전 중량에 대해서 0.5% 미만이면 탈산제로서의 기능을 만족시킬 수 없을 뿐만 아니라 아크가 불안정해지고 용접금속 내의 기공결함이 발생되는 문제점이 있으며, 그 함유량이 1.5%를 초과하면 용접흄과 스패터의 발생량이 증가하고 용적이행에서도 용적입자가 커지며 폭발성을 갖게 되고, 또한 슬래그의 피포성이 나빠져서 용접 비드의 외관이 거칠고 불량해지므로 Si, Mg, Al의 3성분의 합은 와이어 전 중량에 대하여 0.5~1.5%가 되도록 하여야 한다.
Mn은 용접금속의 탈산을 촉진시킴과 동시에 용접금속의 인성과 강도를 높여주는 기능적 역할을 한다.
이러한 Mn의 함유량이 와이어 전 중량에 대하여 1.5% 이하일 경우에는 소망하는 강도와 인성을 충분히 확보할 수 없으며, 2.7%를 초과하면 강도가 필요이상으로 높아져서 역으로 인성을 저하시키는 결과를 초래할 뿐만 아니라, 작업성에 있어서도 용접흄의 발생량을 증가시키는 문제점이 발생된다.
따라서 Mn의 함유량은 와이어 전 중량에 대하여 1.5~2.7%로 하는 것이 바람직하다.
한편, Mn은 금속Mn 외에 Fe-Mn, Fe-Si-Mn 등과 같은 Mn합금의 형태로도 첨가될 수 있으며, 이 때는 그 함유량을 Mn의 환산치로 한다.
Mg와 Al은 수평·수직의 용접에서 용접금속의 응고 속도를 조절하여 비드의 형상을 균일하게 만들어 주는 역할을 한다.
이러한 역할을 하는 Mg와 Al의 플럭스 중의 함유량은 와이어 전 중량으로부터 Mg+Al로 환산한 후 상기 Mn과의 비로 나타내었을 때(즉, Mn/(Mg+Al)), 그 값이 3.5~5.0인 것이 바람직하다.
만일 Mn/(Mg+Al)의 값이 3.5 미만이면 슬래그의 응고조절 기능이 강하여 균일한 비드 형상을 얻을 수 없고, 5.0을 초과하면 슬래그의 응고기능이 약하게 되어 역으로 비드의 몰림현상이 발생될 뿐만아니라 스패터 및 흄의 발생량도 증가하게 된다.
따라서 Mn/(Mg+Al)의 값은 3.5~5.0 인 것이 바람직하다.
첨가되는 Mg와 Al은 금속분말 그 자체 또는 Fe-Al, Mg-Al 합금의 형태로도 첨가될 수 있으며, 이때는 각각 Mg와 Al의 환산치로 한다.
TiO2와 SiO2는 슬래그 형성제로 작용하며, 부가적인 기능으로는 슬래그 유동성과 아크 안정성을 향상시키는 기능을 갖고 있다.
와이어 전중량에 대하여 TiO2의 함유량이 2.5%미만이거나 SiO2가 0.5%미만이면 유동성과 점성이 부족하여 중·고전류(1.2mmφ와이어의 경우, 중전류라 함은 240~280A, 고전류라함은 300~360A)에서의 수평필렛 자세에서 언더컷(undercut)이 발생되기 쉽고 입향상진 자세에서는 스패터 발생량이 증가하고 비드가 처지는 현상이 발생된다. 또한 용접속도를 빠르게 하면 생성되는 슬래그량의 부족과 함께 비드의 피포성도 부족해져 비드의 외관이 나빠지게 된다.
한편, TiO2가 9.0%를 초과하거나 SiO2가 2.0%를 초과하면 과다한 슬래그가 발생됨과 더불어 슬래그의 자중에 의해서 비드의 형상이 불량해지며 아크가 불안정해지는 현상이 발생된다. 또 용접금속내의 비금속 개재물의 침입이 증가되어 용접금속의 강도와 인성을 떨어뜨린다.
따라서 TiO2와 SiO2의 함유량은 와이어 전중량에 대하여 각각 2.5~9%, 0.5~2.0%로 하는 것이 바람직하다.
TiO2와 SiO2의 첨가형태는 Ti, Si의 분말 그 자체 또는 합금철의 형태 및 산화물 형태인 루칠샌드, 리콕신, 규석, 장석, 운모 등으로 할 수 있으며, 상기와 같은 함유량 범위는 TiO2와 SiO2의 형태로 환산하여 계산된다.
Cr, Ni, Mo, Nb는 인장 강도와 인성을 향상시키기 위하여 첨가된다.
Cr, Ni, Mo 및 Nb로 이루어진 그룹으로부터 선택된 2성분 이상의 합이 와이어 전중량에 대하여 1.0% 미만이면 용접금속이 80㎏f/㎟급 이상의 인장강도와 인성을 얻을 수 없으며, 그 합이 2.5%를 초과하면 강도가 과도하게 높아져 인성이 저하된다. 따라서 Cr, Ni, Mo 및 Nb로 이루어진 그룹으로부터 선택된 2성분 이상의 합은 와이어 전중량에 대하여 1.0~2.5%로 함유되는 것이 바람직하다.
이하, 본 발명의 범위에 있는 발명예와 본 발명의 범위를 벗어나는 비교예를 비교하여 설명한다.
우선, 표 1에 기재된 화학성분을 갖는 연강제 외피내에 표 2에 기재된 조성을 갖는 플럭스를 여러가지 조합으로 충진하여 원선(原線)을 제작하고 이를 연신시켜 1.4mm직경의 와이어를 제조하였다. 충진율은 15%로 하였다.
| 구분 | C | Si | Mn | P | S |
| 중량% | 0.03이하 | 0.03이하 | 0.15~0.45 | 0.02이하 | 0.02이하 |
| 구분 | 와이어 중의 화학성분 (중량%) | ||||||||
| TiO2 | SiO2 | Al2O3 | MgO | Mg | Al | Mn | Si | ||
| 발명예 | 1 | 6.5 | 1.5 | 0.6 | 0.5 | 0.33 | 0.25 | 2.2 | 0.45 |
| 2 | 6.0 | 1.5 | 0.6 | 0.5 | 0.33 | 0.25 | 2.2 | 0.45 | |
| 3 | 5.0 | 1.5 | 0.6 | 0.5 | 0.33 | 0.25 | 2.2 | 0.45 | |
| 4 | 5.0 | 2.0 | 0.7 | 0.5 | 0.33 | 0.25 | 2.5 | 0.45 | |
| 5 | 5.5 | 2.0 | 0.7 | 0.5 | 0.33 | 0.25 | 2.5 | 0.75 | |
| 6 | 5.5 | 2.0 | 0.6 | 0.5 | 0.33 | 0.25 | 2.5 | 0.75 | |
| 7 | 4.5 | 2.0 | 0.6 | 0.5 | 0.33 | 0.25 | 2.5 | 0.75 | |
| 8 | 4.5 | 2.0 | 0.6 | 0.5 | 0.33 | 0.25 | 2.5 | 0.75 | |
| 비교예 | 9 | 2.0 | 1.5 | 0.6 | 0.5 | 0.33 | 0.25 | 2.5 | 0.45 |
| 10 | 2.0 | 1.5 | 0.6 | 0.5 | 0.33 | 0.25 | 2.5 | 0.45 | |
| 11 | 5.0 | 2.4 | 0.6 | 0.5 | 0.33 | 0.25 | 2.5 | 0.75 | |
| 12 | 5.0 | 2.4 | 0.6 | 0.5 | 0.33 | 0.3 | 2.5 | 0.75 | |
| 13 | 5.5 | 2.0 | 0.6 | 0.5 | 0.6 | 0.3 | 2.5 | 0.75 | |
| 14 | 5.5 | 2.0 | 0.6 | 0.5 | 0.33 | 0.25 | 2.5 | 1.0 | |
| 15 | 4.5 | 2.0 | 0.6 | 0.5 | 0.33 | 0.25 | 3.3 | 0.5 | |
| 16 | 4.5 | 2.0 | 0.6 | 0.5 | 0.33 | 0.25 | 2.5 | 0.5 |
| 구분 | 플럭스를 구성하는 화학성분 | |||
| Si+Al+Mg(중량%) | Mn/(Mg+Al) | Cr, Ni, Mo, Nb 중2종 이상의 합(중량%) | ||
| 발명예 | 1 | 1.03 | 3.8 | 1.5 (Cr + Ni) |
| 2 | 1.03 | 3.8 | 1.5 (Mo + Nb) | |
| 3 | 1.03 | 3.8 | 2.3 (Cr + Mo) | |
| 4 | 1.03 | 4.3 | 2.3 (Mo + Nb) | |
| 5 | 1.33 | 4.3 | 2.3 (Cr + Mo) | |
| 6 | 1.33 | 4.3 | 2.0 (Cr + Nb) | |
| 7 | 1.33 | 4.3 | 2.0 (Ni + Mo) | |
| 8 | 1.33 | 4.3 | 2.0 (Ni + Nb) | |
| 비교예 | 9 | 1.03 | 4.3 | 0.8 (Mo + Nb) |
| 10 | 1.03 | 4.3 | 0.5 (Cr + Ni) | |
| 11 | 1.33 | 4.3 | 0.9 (Cr + Mo) | |
| 12 | 1.38 | 3.96 | 2.7 (Ni + Mo) | |
| 13 | 1.65 | 2.8 | 2.0 (Cr + Nb) | |
| 14 | 1.58 | 4.3 | 2.0 (Ni + Nb) | |
| 15 | 1.08 | 5.68 | 2.0 (Cr + Ni) | |
| 16 | 1.08 | 4.3 | 3.0 (Cr + Nb) |
표 2의 각 성분 조성대로 플럭스를 구성하면 그 주요 성분들 간에는 표 3과같은 조성을 갖게 되며, 표 3에서 중량%는 와이어 전체 중량을 기준으로 한다.
표 4는 표 2 및 표 3의 조성으로 제조된 플럭스 코어드 와이어의 용접시험을 위한 용접조건이며, 그 결과를 표 5에 나타내었다.
| 구분 | 용접조건 | |
| 시험판재 | 용접구조용 압연강재 SM490A | |
| 시험판재 치수 | 두께 12㎜, 폭 100㎜, 길이 300㎜ | |
| 용접자세 | 수평필렛 자세 | 입향상진 자세 |
| 용접전류 | 340A | 240A |
| 용접전압 | 32V | 26V |
| 용접속도 | 40㎝/분 | - |
| 실드가스 | 100% CO2 | |
| 실드가스 유량 | 20 ℓ/분 |
| 구분 | 용접작업성 | ||||||||
| 수평필렛 | 입향상진 | ||||||||
| 아크안정성 | 비드형상 | 슬래그박리성 | 스패터발생량 | 아크안정성 | 비드형상 | 슬래그박리성 | 스패터발생량 | ||
| 발명예 | 1 | ◎ | O | O | O | O | O | O | O |
| 2 | ◎ | O | O | O | O | O | O | O | |
| 3 | ◎ | ◎ | ◎ | O | ◎ | ◎ | ◎ | O | |
| 4 | ◎ | ◎ | ◎ | O | ◎ | O | O | O | |
| 5 | ◎ | ◎ | ◎ | O | ◎ | ◎ | ◎ | O | |
| 6 | ◎ | ◎ | ◎ | O | ◎ | ◎ | O | O | |
| 7 | ◎ | ◎ | ◎ | O | ◎ | ◎ | O | O | |
| 8 | ◎ | O | ◎ | O | ◎ | O | O | O | |
| 비교예 | 9 | X | △ | △ | △ | △ | △ | △ | △ |
| 10 | X | △ | △ | △ | △ | △ | △ | X | |
| 11 | O | O | O | △ | △ | △ | O | X | |
| 12 | O | △ | △ | X | O | △ | O | X | |
| 13 | △ | △ | △ | X | △ | O | △ | X | |
| 14 | △ | O | O | X | △ | O | O | X | |
| 15 | △ | △ | O | △ | △ | O | O | △ | |
| 16 | △ | △ | △ | △ | △ | O | O | △ |
표 5에서 ◎는 아주 양호, O는 비교적 양호, △는 보통, X는 불량을 나타낸다.
용접금속의 기계 물리적 시험을 위하여 AWS의 규정 절차에 따라 시험편을 제작하였으며, 이때 적용된 용접조건을 표 6에 나타내었다. 표 6의 용접조건에 따라 용접된 용접금속의 성능 시험 평가 결과를 표 7에 나타내었다.
| 구분 | 용접조건 |
| 시험판 강재 | 용접구조용 압연강재 SM490A |
| 시험판 치수 | 두께19㎜, 폭150㎜, 길이300㎜ |
| 개선각도 | 45° |
| 루트간격 | 12㎜ |
| 패스 및 층수 | 17패스 6층 |
| 층간 온도 | 150℃ |
| 실드가스 | 100% CO2 |
| 용접전류 | 260A |
| 용접전압 | 32V |
| 구분 | 인장, 충격 시험 결과 | ||
| 인장(㎏f/㎟) | CVN(j, -18℃) | ||
| 발명예 | 1 | 78 | 60 |
| 2 | 79 | 62 | |
| 3 | 80 | 58 | |
| 4 | 79 | 63 | |
| 5 | 81 | 60 | |
| 6 | 84 | 55 | |
| 7 | 82 | 63 | |
| 8 | 82 | 63 | |
| 비교예 | 9 | 73 | 21 |
| 10 | 72 | 23 | |
| 11 | 83 | 33 | |
| 12 | 82 | 32 | |
| 13 | 82 | 33 | |
| 14 | 84 | 24 | |
| 15 | 88 | 20 | |
| 16 | 90 | 18 |
표 5와 표 7에서 알 수 있듯이, 플럭스를 구성하는 화학성분의 조성 및 화학성분간의 비가 본 발명이 요구하는 범위 내에 있는 발명예 1부터 8까지는 수평필렛 뿐만 아니라 입향상진 자세에서도 우수한 용접 작업성을 나타내며, 높은 인장강도를 유지할 뿐만아니라 -18℃에서 양호한 충격 흡수 에너지를 갖고 있는 것을 알 수 있다.
한편, 비교예 9부터 16은 플럭스를 구성하는 화학성분 1종 또는 2종이 본 발명이 요구하는 범위를 벗어나는 경우로, 작업성이 열세하거나 또는 인장강도 및 충격 흡수 에너지가 떨어지는 것으로 나타났다.
비교예 9와 10은 산화물로 환산된 TiO2가 2.5% 미만으로 첨가되어 아크 안정성과 슬래그 박리성이 좋지 않았으며 스패터 발생량이 증가하는 등 전반적인 용접 작업성이 열세로 나타났다.
비교예 11과 12는 산화물로 환산된 SiO2의 첨가량이 2.0%를 초과하여 비드 형상의 요철이 심하며 특히 입향상진 용접시에는 스패터 발생량이 증가하는 문제점이 발생되었다.
비교예 13과 14는 Si, Al, Mg의 3성분의 합이 본 발명의 범위를 초과한 경우로서 아크 안정성이 열세이며 스패터 발생량이 증가하여 전체적으로 판단해볼 때 작업성이 열세한 것으로 나타났다.
비교예 15는 Mn의 함유량이 2.7%를 초과하여 Mn/(Mg+Al)의 값이 제안범위를 초과한 경우로 인장강도는 높은 반면 충격 흡수 에너지가 열세하게 나타났다.
비교예 16은 Cr, Ni, Mo, Nb 중에서 선택된 2종 이상의 합이 2.5%를 초과하여 비교예 15와 같이 인장강도는 높으나 충격 흡수 에너지는 극히 낮아진 것으로나타났다.
따라서 본 발명이 제안한 범위내의 와이어는 전반적인 용접 작업성 및 기계·물리적 특성도 우수하나, 본 발명의 범위를 벗어나는 와이어는 용접 작업성 뿐만 아니라 기계·물리적 특성도 상당히 저하되는 것을 알 수 있다.
상기에서 설명한 바와 같이 본 발명에 따른 가스 실드 아크 용접용 플럭스 코어드 와이어는 충진되는 플럭스를 구성하는 화학성분 및 화학성분간의 비를 최적화함으로써, 전자세용접에서도 우수한 용접 작업성을 보이므로 용접작업의 능률을 향상시키며, 높은 인장강도와 함께 충격 흡수 에너지를 유지하여 용접구조물에 안전성을 부여해준다.
Claims (1)
- 플럭스가 연강제 외피(sheath)에 둘러싸여서 되는 가스 실드 아크 용접용 플럭스 코어드 와이어로서, 상기 플럭스의 조성은, 와이어의 전중량에 대하여탈산제의 기능을 갖는 금속 및 합금철 성분 중 Si, Mg, Al의 3성분의 합이 0.5~1.5%이고,Mn은 1.5 ~ 2.7%를 함유하되,상기 Mn과 상기 Mg 및 Al의 비 Mn/(Mg+Al)의 값은 3.5~5.0를 만족하며,슬래그 형성제로서 TiO22.5 ~ 9.0%와 SiO20.5 ~ 2.0%를 함유하며,Cr, Ni, Mo 및 Nb로 이루어진 그룹으로부터 선택된 2성분 이상의 합이 와이어 전중량에 대하여 1.0~2.5%임을 특징으로 하는 고장력강용 가스 실드 아크 용접용 플럭스 코어드 와이어.
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