KR101339528B1

KR101339528B1 - 전자 빔 용접 조인트 및 전자 빔 용접용 강판과 그의 제조 방법

Info

Publication number: KR101339528B1
Application number: KR1020137012769A
Authority: KR
Inventors: 류우이치 혼마; 류우지 우에모리; 다다시 이시카와; 아키히코 고지마; 마나부 호시노
Original assignee: 신닛테츠스미킨 카부시키카이샤
Priority date: 2010-11-22
Filing date: 2011-10-27
Publication date: 2013-12-10
Anticipated expiration: 2031-10-27
Also published as: EP2644731B1; CN103221565B; JPWO2012070360A1; KR20130083450A; EP2644731A4; WO2012070360A1; CN103221565A; EP2644731A1; JP5177325B2

Abstract

이 전자 빔 용접 조인트는, 강재의 조성이, 질량%로, C: 0.02% 내지 0.1%, Si: 0.03% 내지 0.30%, Mn: 1.5% 내지 2.5%, Ti: 0.005 내지 0.015%, N: 0.0020 내지 0.0060%, Al: 0.004% 초과 0.05% 이하, Nb: 0% 내지 0.020%, V: 0% 내지 0.030%, Cr: 0% 내지 0.50%, Mo: 0% 내지 0.50%, Cu: 0% 내지 0.25%, Ni: 0% 내지 0.50%, B: 0% 내지 0.0030%, Ca: 0% 내지 0.0050%, P: 0.015% 이하, S: 0.010% 이하, O: 0.0035% 이하를 함유하고, 잔량부가 철 및 불가피적 불순물로 이루어지고, 전자 빔 용접 켄칭성 지표값 CeEB가 0.49% 내지 0.60%이며, 판 두께 중심부에 있어서, 원 상당 직경이 1.0㎛ 이상인 개재물 입자의 수가 20개/mm² 이하, Ti를 10% 이상 함유하는 원 상당 직경이 0.05㎛ 이상 0.5㎛ 미만인 입자의 수가 1×10³개/mm² 이상이다.

Description

전자 빔 용접 조인트 및 전자 빔 용접용 강판과 그의 제조 방법{ELECTRON-BEAM WELDED JOINT, STEEL SHEET FOR ELECTRON-BEAM WELDING, AND MANUFACTURING METHOD THEREFOR}

본 발명은, 전자 빔이 피 용접부에 조사되어 용접되는 전자 빔 용접용 강재와 그의 제조 방법, 또한, 이 강재의 피 용접부에 전자 빔을 조사하여 형성된 전자 빔 용접 조인트에 관한 것이다.

본원은, 2010년 11월 22일에, 일본에 출원된 일본 특허 출원 제2010-260388호에 기초해서 우선권을 주장하고, 그 내용을 여기에 원용한다.

최근, 지구 환경의 온난화의 하나의 원인인 CO₂ 가스의 삭감이나, 석유 등의 화석 연료의 장래적인 고갈에 대처하기 위해서, 재생 가능한 자연 에너지의 이용이 적극적으로 시도되고 있다. 풍력 발전도 유망시되고 있는 재생 가능 에너지의 하나로서, 대규모의 풍력 발전 플랜트가 건설되고 있다.

풍력 발전에 가장 적합한 지역은, 끊임없이 강풍을 기대할 수 있는 지역이다. 그로 인해, 해상 풍력 발전이 세계적인 규모로 계획되어, 실현되어 있다(특허문헌 1 내지 4, 참조).

해상에 풍력 발전용 철탑을 건설하기 위해서는, 해저의 지반에, 철탑의 기초 부분을 타입할 필요가 있다. 해수면으로부터, 풍력 발전용 터빈의 날개 높이를 충분히 확보하기 위해서는, 기초 부분도 충분한 길이를 갖는 것이 필요하다.

그로 인해, 철탑의 기초 부분의 구조는, 판 두께가 50mm 초과, 예를 들어 100mm 정도, 직경이 4m 정도의 대 단면을 갖는 강관 구조가 된다. 철탑의 높이는 80m 이상에 달한다. 그리고, 최근, 풍력 발전용 철탑과 같은 거대한 강 구조물을, 건설 현장 부근의 해안에서, 전자 빔 용접으로 간이하게, 더구나, 고능률로 조립할 것이 요구되고 있다.

즉, 판 두께 100mm나 되는 매우 두꺼운 강판을, 건설현장에서, 더구나, 고능률로 용접한다는, 종래에 없던 기술적 요청이 이루어지고 있다.

일반적으로, 전자 빔 용접, 레이저 빔 용접 등의 고에너지 밀도 빔 용접은, 효율적인 용접이다. 그러나, 레이저 빔으로 용접할 수 있는 판 두께에는 한도가 있다. 또한, 종래의 전자 빔 용접은, 고진공 상태로 유지한 진공 챔버 내에서 행할 필요가 있었다. 그로 인해, 종래, 고에너지 밀도 빔 용접으로 용접할 수 있는 강판의 판 두께나 크기는, 용접 장치의 능력이나, 진공 챔버 내의 크기에 의해 제한되어 있었다.

이에 반해, 최근, 피 용접부의 근방을 감압하여, 판 두께 100mm 정도의 매우 두꺼운 강판을 효율적으로 건설 현장에서 용접할 수 있는 전자 빔 용접 방법이 제안되어 있다. 예를 들어, 영국의 용접 연구소에서는, 저 진공하에서 시공이 가능한 용접 방법(RPEBW: Reduced Pressured Electron Beam Welding: 감압 전자 빔 용접)이 개발되어 있다(특허문헌 5, 참조).

이 감압 전자 빔 용접(RPEBW)을 사용하면, 풍력 발전용 철탑과 같은 대형 강 구조물을 건설하는 경우에도, 용접하는 부분을, 국소적으로 진공 상태에 두어 효율적으로 용접할 수 있다. RPEBW법은, 진공 챔버 내에서 용접하는 방법에 비해, 진공도가 낮은 상태에서 용접하는 용접 방법인데, 종래의 아크 용접에 비해, 용접 금속(WM)의 인성의 향상을 기대할 수 있다.

일반적으로, 용접 구조물의 안전성을 정량적으로 평가하는 지표로서, CTOD(Crack Tip Opening Displacement: 균열 단부 개구 변위) 시험에서 구해지는, 파괴 역학에 기초하는 파괴 인성값(δc)이 알려져 있다. δc는, CTOD(Crack Tip Opening Displacement: 균열 단부 개구 변위) 시험에 의해 구해진다. 파괴 인성에는, 시험편의 크기가 영향을 미치기 때문에, 종래의 V 노치 샤르피 충격 시험과 같은 소형 시험에서 양호한 결과가 얻어져도, 대형 강 구조물의 용접 조인트에 대한 CTOD 시험에서, 0℃에서 0.5mm 이상의 양호한 파괴 인성값(δc)이 얻어진다고는 할 수 없다.

또한, 전자 빔 용접법은, 전자 빔이 갖는 에너지에 의해, 용접부의 모재를 일단 용융하여, 응고시켜서 용접하는 방법이며, 통상, 전자 빔 용접법에 의한 용접부의 성분 조성은 모재(강재)와 거의 동등하다. 한편, 일렉트로 가스 용접 등의 대입열 아크 용접법에서는, 용접 와이어 등에 의해, 용접 금속의 경도나, 파괴 인성값(δc) 등의 기계 특성을 조정한다. 전자 빔 용접법에서는 통상, 용접 와이어를 이용하지 않는다.

따라서, 전자 빔 용접 조인트의 파괴 인성값(δc)을 향상시키기 위해서, 용접 금속(WM)의 경도나 청정도를 적정화하는 방법이 제안되어 있다(예를 들어, 특허문헌 6 및 7 참조). 특허문헌 6에는, 용접 금속의 경도를, 모재의 경도의 110% 초과 220% 이하로 하고, 또한, 용접 금속의 폭을 강재의 판 두께의 20% 이하로 할 것이 제안되어 있다. 또한, 특허문헌 7에는, 용접 금속 중의 O의 양을 20ppm 이상으로 하고, 입경 2.0㎛ 이상의 산화물의 양을 10개/mm² 이하로 할 것이 제안되어 있다.

일본 특허 공개 2008-111406호 공보 일본 특허 공개 2007-092406호 공보 일본 특허 공개 2007-322400호 공보 일본 특허 공개 2006-037397호 공보 국제 공개 99/16101호 팸플릿 일본 특허 공개 2007-21532호 공보 일본 특허 공개 2008-88504호 공보

해상 풍력 발전용 철탑의 건설에 있어서는, 강재를 맞대서 용접한 후, 용접부에 열처리를 행하지 않고 그대로 사용하기 때문에, 용접 금속(WM) 및 용접 열 영향부(HAZ: Heat-Affected Zone. 이하, 간단히 열 영향부라고 함)에는, 우수한 인성이 요구된다. 전자 빔 용접의 경우, 통상은 용접 와이어를 사용하지 않으므로, 강재(모재)의 성분 조성을 조정하여, 용접 금속 및 열 영향부의 인성을 제어하게 된다.

종래, 용접 금속에서의 개재물, 용접 금속의 경도와 모재의 경도의 관계, 또는, 용접 금속의 폭을 제어하는 방법이 제안되어 있지만, 열 영향부의 인성이 불충분하면, 용접 조인트의 전체적인 파괴 인성값은 저하된다.

또한, 판상 또는 박 형상의 Ni(인서트 메탈)를 용접면(개선면)에 붙여서 전자 빔 용접을 행하여, 용접 금속(WM)의 인성을, 강재(모재)의 인성 이상으로 높일 수 있다. 그러나, 이 경우도 강재(모재)의 성분 조성이 적정하지 않으면, 용접 금속의 경도와 열 영향부의 경도의 차가 현저해진다. 그러면 경도의 차가 매우 커진 부분인 열 영향부의 파괴 인성값(δc)이 크게 저하되게 된다.

또한, 본 발명자들의 검토에 의하면, 전자 빔 용접 조인트에서는, 인성 향상을 위해 적절한 성분 조성이, 용접 금속과 열 영향부에서 반드시 일치하지는 않는다. 그로 인해, 종래의 아크 용접용 고 HAZ 인성 강에, 그대로 전자 빔 용접을 실시해도, 용접 금속에서 높은 인성은 얻어지지 않는다. 한편, 전자 빔 용접에 의해 형성되는 용접 금속의 인성을 고려하여, 아크 용접용 강재의 성분 조성을 최적화해도, 열 영향부에서 고 인성은 얻어지지 않는다.

즉, 전자 빔 용접과 아크 용접은, 용접 방법 및 형성되는 조인트 구조의 점에서 기본적으로 상이하기 때문에, 전자 빔 용접에 관한 과제는, 아크 용접에 관한 과제 해결 방법으로 해결할 수는 없다.

본 발명은 이러한 실정을 감안해서 이루어진 것으로, 본 발명의 목적은, 해상 풍력 발전용 철탑의 기초 부분을 구성하는, 판 두께 45mm 이상의 전자 빔 용접용 강재이며, 고강도이고, 또한, 용접 금속(WM), 열 영향부(HAZ) 및 모재(BM: Base Metal)의 파괴 인성이 적절하게 균형잡힌 전자 빔 용접 조인트를 형성할 수 있는 강재와 그의 제조 방법이다. 본 발명이 다른 목적은, 이 강재의 피 용접부에 전자 빔을 조사하여 형성된 파괴 인성이 우수한 전자 빔 용접 조인트를 제공하는 것이다.

본 발명에 있어서는, Mn을 1.5질량% 이상 첨가하고, 켄칭성을 확보함과 함께, 강력한 탈산 원소인 Al을 첨가하고, Ti 질화물을 석출시켜, 강 중에 분산시킨다. 이 Ti 질화물을, 입자 성장을 억제하는 피닝 입자나, 입자내 변태의 생성 핵으로서 이용하여, 강재(BM), 열 영향부(HAZ) 및 용접 금속(WM)의 파괴 인성을 적절하게 균형잡히게 한다.

특히, WM폭 및 HAZ폭이 좁고, 입열량이 낮은 전자 빔 용접에서는, 미세한 Ti 질화물이, 열 영향부(HAZ)에서의 오스테나이트 입자의 조대화를 억제하여, 용접부에서의 파괴 인성의 향상에 공헌한다.

그리고, 본 발명에서는, 새롭게 도입한 전자 빔 용접 켄칭성 지표 CeEB를 제어하여, 강재(BM), 용접 금속(WM) 및 열 영향부(HAZ)의 파괴 인성을 적절하게 균형잡히게 하여, 용접부 전체적으로 필요한 파괴 인성을 확보한다. 또한, 본 발명에서는, 켄칭성을 높이기 위하여 Mn량을 증대하고, 한편으로, Cr, Mo, Cu, Ni, 및/또는, Nb의 각 양을 저감하여, 전자 빔 용접용 강재의 제조 비용을 저감한다.

전자 빔 용접 켄칭성 지표 CeEB는, 전자 빔 용접 조인트의 파괴 인성의 향상을 위해 본 발명자들이 신규로 도입한 지표이다. 지표 CeEB의 기술적 의의에 대해서는, 아울러 도입한 지표(비) "C/CeEB"(C: C 함유량)의 기술적 의의와 함께 후술한다.

본 발명의 요지는, 이하와 같다.

(1) 본 발명의 일 형태에 관한 전자 빔 용접 조인트는, 강재가 전자 빔으로 용접된 전자 빔 용접 조인트이며, 상기 강재의 조성이, 질량%로, C: 0.02% 내지 0.1%, Si: 0.03% 내지 0.30%, Mn: 1.5% 내지 2.5%, Ti: 0.005 내지 0.015%, N: 0.0020 내지 0.0060%, Al: 0.004% 초과 0.05% 이하, Nb: 0% 내지 0.020%, V: 0% 내지 0.030%, Cr: 0% 내지 0.50%, Mo: 0% 내지 0.50%, Cu: 0% 내지 0.25%, Ni: 0% 내지 0.50% 및 B: 0% 내지 0.0030%를 함유하고, P: 0.015% 이하로 제한하고, S: 0.010% 이하로 제한하고, O: 0.0035% 이하로 제한하고, 잔량부가 철 및 불가피적 불순물로 이루어지고, 상기 강재의 조성을 하기 (식 1)에 대입하여 구해지는 지표값 CeEB가 0.49% 내지 0.60%이며, 상기 강재의 판 두께 방향을 따른 단면의 판 두께 중심부에 있어서, 원 상당 직경이 1.0㎛ 이상의 개재물 입자의 수가 20개/mm² 이하이고, 상기 판 두께 중심부에 있어서, Ti를 10% 이상 함유하는 원 상당 직경이 0.05㎛ 이상 0.5㎛ 미만인 질화물 입자의 수가 1×10³개/mm² 이상이다.

전자 빔 용접 켄칭성 지표 CeEB=C+9/40Mn+1/15Cu+1/15Ni+1/5Cr+1/5Mo+1/5V … (식 1)

여기서, C, Mn, Cu, Ni, Cr, Mo 및 V는, 각각 소정의 강재의 조성 중의 각 원소의 질량%.

(2) 상기 (1)의 전자 빔 용접 조인트이고, 상기 강재의 상기 지표값 CeEB에 대한 질량%로 나타낸 상기 강재의 C량의 비, C/CeEB가 0.04 내지 0.18이어도 된다.

(3) 상기 (1) 또는 (2)의 전자 빔 용접 조인트이고, 상기 강재의 두께가 45 내지 150mm이어도 된다.

(4) 상기 (1) 내지 (3) 중 어느 하나의 전자 빔 용접 조인트이고, 용접 금속의 CTOD값을 δ_WM, 용접 열 영향부의 CTOD값을 δ_HAZ 및 상기 강재의 CTOD값을 δ_BM이라 정의하면, δ_WM, δ_HAZ 및 δ_BM이 0.15≤δ_WM/δ_BM≤1.1과 0.15≤δ_HAZ/δ_BM≤1.1을 만족해도 된다.

(5) 본 발명의 다른 일 형태에 관한 전자 빔 용접 조인트용의 강재는, 그 조성이, 질량%로, C: 0.02 내지 0.1%, Si: 0.03 내지 0.30%, Mn: 1.5 내지 2.5%, Ti: 0.005 내지 0.015%, N: 0.0020 내지 0.0060%, Al: 0.004% 초과 0.05% 이하, Nb: 0% 내지 0.020%, V: 0% 내지 0.030%, Cr: 0% 내지 0.50%, Mo: 0% 내지 0.50%, Cu: 0% 내지 0.25%, Ni: 0% 내지 0.50% 및 B: 0% 내지 0.0030%를 함유하고, P: 0.015% 이하로 제한하고, S: 0.010% 이하로 제한하고, O: 0.0035% 이하로 제한하고, 잔량부가 철 및 불가피적 불순물로 이루어지고, 상기 강재의 조성을 하기 (식 1)에 대입하여 구해지는 지표값 CeEB가 0.49% 내지 0.60%이며, 상기 강재의 판 두께 방향을 따른 단면의 판 두께 중심부에 있어서, 원 상당 직경이 1.0㎛ 이상인 개재물 입자의 수가 20개/mm² 이하이고, 상기 판 두께 중심부에 있어서, Ti를 10% 이상 함유하는 원 상당 직경이 0.05㎛ 이상 0.5㎛ 미만인 질화물 입자의 수가 1×10³개/mm² 이상이다.

(6) 상기 (5)의 전자 빔 용접 조인트용의 강재이고, 상기 강재의 상기 지표값 CeEB에 관한 질량%로 나타낸 상기 강재의 C량의 비, C/CeEB가 0.04 내지 0.18이어도 된다.

(7) 상기 (5) 또는 (6)의 전자 빔 용접 조인트용의 강재이고, 상기 강재의 두께가 45 내지 150mm이어도 된다.

(8) 본 발명의 다른 일 형태에 관한 전자 빔 용접 조인트용 강재의 제조 방법은, 상기 (5) 내지 (7) 중 어느 하나의 전자 빔 용접 조인트용 강재를 제조하는 방법이며, 상기 강재를 주조할 때, 상기 강재를, 1300 내지 1100℃의 온도 영역에서의 냉각 속도가 9℃/분 이상이 되도록 냉각하는 공정과, 상기 주조 공정 후, 상기 강재를, 950 내지 1150℃로 가열하고, 그 후, 가공 열처리를 실시하는 공정을 갖는다.

전자 빔 용접 조인트에 있어서, 소정의 CTOD값(파괴 인성값)을 확보하기 위해서는, 강재(BM), 용접 금속(WM) 및 열 영향부(HAZ)의 파괴 인성값을 적절하게 균형잡히게 하는 것이 중요하다.

즉, 강재(모재)의 파괴 인성과 열 영향부의 파괴 인성이 우수해도, 용접 금속의 파괴 인성이 떨어지면, 용접 금속이 파괴의 기점으로 되어, 용접 조인트로서의 파괴 인성이 열화된다. 또한, 용접 금속의 파괴 인성이 우수해도, 열 영향부의 파괴 인성이 떨어지면, 열 영향부를 기점으로 하여 파괴가 진행된다. 이와 같이, 용접 조인트의 각 부에서 파괴 인성에 편차가 있으면, 용접 조인트 전체로서의 파괴 인성은 열화된다.

전자 빔 용접을 적용한 항복 강도 355MPa급의 강재의 용접부(용접 금속 및 열 영향부)에서의 취성 파괴는, 구 오스테나이트 입자의 주변에 생성되는 조대한 입계 페라이트나, 구 오스테나이트 입자의 내부에 라스 형상으로 생성되는 상부 베이나이트나 페라이트 사이드 플레이트 등이 파괴의 기점으로 되어 발생한다.

그리고, 상부 베이나이트나, 구 오스테나이트 입계로부터 생성된 조대한 페라이트가 기점이 되어 취성 파괴될 때의 파면 단위는, 구 오스테나이트의 입경에 의존한다. 따라서, 석출물에 의한 피닝 효과나 입자내 변태를 이용하여, 용접 금속 및 열 영향부에서의 구 오스테나이트의 입경을 작게 함으로써, 용접부의 파괴 인성을 개선할 수 있다.

따라서, 본 발명에서는, 적당량의 Al 및 Ti를 첨가하여, 강재(모재)뿐만 아니라, 용접 금속(WM)에도, 적절한 입경의 미세한 Ti 질화물(주로 TiN을 가리키지만, 산화물이나 황화물의 복합물 등을 포함함)을 적당량 생성시킨다. 입열량이 낮은 전자 빔 용접에서는, 열 영향부(HAZ)에, 이 미세한 Ti 질화물이 잔존하여, 피닝 입자로서 작용하므로, 열 영향부(HAZ)에서의 입자 성장이 억제되어, 파괴 인성이 향상된다.

또한, 미세한 Ti 질화물은, 입자내 변태의 생성 핵으로 되어, 용접 금속 및 열 영향부에, 입자내 페라이트를 생성시킨다. 그 결과, 용접 금속 및 열 영향부의 조직이 미세해져, 강재(모재), 열 영향부 및 용접 금속의 파괴 인성이 향상됨과 함께, 이들 3가지의 파괴 인성의 균형이 향상된다.

본 발명에 따르면, 항복 강도 355MPa급의 강재의 전자 빔 용접 조인트에 있어서, 용접 금속 및 열 영향부에서의 파괴 인성의 열화를 억제할 수 있다. 또한, 강재(모재), 열 영향부, 용접 금속의 파괴 인성이 적절하게 균형잡힌 전자 빔 용접 조인트를 제공하고, 또한, 이 용접 조인트를 형성할 수 있는 강재를 저비용으로 제공할 수 있다.

도 1은 강재의 강도 및 인성과 금속 조직의 관계를 정성적으로 도시하는 도면이다.
도 2a는 켄칭성과 용접 금속의 결정립 직경의 관계를 정성적으로 도시하는 도면이다.
도 2b는 켄칭성과 열 영향부의 고탄소 마르텐사이트량의 관계를 정성적으로 도시하는 도면이다.
도 3은 강재(모재)의 경도에 대한 용접 금속의 경도의 비와 용접 금속 및 열 영향부의 파괴 인성의 관계를 정성적으로 도시하는 도면이다.
도 4는 CeEB와 용접 금속 및 열 영향부의 파괴 인성값(δc)의 관계를 정성적으로 도시하는 도면이다.
도 5a는 용접 금속의 파괴 인성값과 C/CeEB의 관계를 정성적으로 도시하는 도면이다.
도 5b는 열 영향부의 파괴 인성값과 C/CeEB의 관계를 정성적으로 도시하는 도면이다.
도 6은 노치를 도입한 시험편을 도시하는 도면이다.
도 7은 용접 조인트의 CTOD 시험 결과와, 강재에 포함되는 개재물(미소한 Ti 질화물과 조대한 개재물 입자)의 개수의 관계를 나타낸 도면이다.
도 8a는 주조편의 냉각 속도와, 강재에 포함되는 미소한 Ti 질화물의 수의 상관을 도시하는 도면이다.
도 8b는 주조편의 냉각 속도와, 강재에 포함되는 조대한 개재물 입자의 수의 상관을 도시하는 도면이다.

해상 풍력 발전용 철탑의 건설에 있어서는, 강재를 용접한 후, 조인트부에 열처리를 행하지 않고 그대로 사용한다. 이로 인해, 용접 금속 및 열 영향부에는, 우수한 인성이 요구된다. 전자 빔 용접의 경우, 통상은 용접 와이어를 사용하지 않으므로, 강재(모재)의 성분 조성을 조정하여, 용접 금속 및 열 영향부의 인성을 제어하게 된다.

종래, 전자 빔 용접은, Cr이나 Mo를 다량으로 함유하는 고강도 강(소위 Cr-Mo 고강도 강)이나 스테인리스강 또는 고Ni 강 등, 용접 금속의 산화물의 생성이 필요하지 않은 강재에 적용되어 왔다. 스테인리스강의 경우, 열 영향부에는 취화 상이 생성되지 않는다. 또한, Cr-Mo 고강도 강의 경우, 열 영향부의 조직은, 도 1에 정성적으로 도시한 바와 같이, 인성이 우수한 하부 베이나이트가 되어, 용접 금속의 산화물의 제어에 의해 매우 높은 인성이 얻어진다.

본 발명의 실시 형태에 따른 전자 빔 용접 조인트에 사용하는 강재의 판 두께나 강도는, 특별히 한정되지 않지만, 예를 들어 해상 풍력 발전용 철탑 등에 사용되는, 판 두께가 45 내지 150mm, YP(항복점)가 약 315MPa 내지 550MPa, TS(인장 강도)가 약 450MPa 내지 690MPa인 구조용 강을 적절하게 사용할 수 있다. 필요에 따라서, 판 두께 상한을 120mm 또는 130mm로 해도 된다. YP 하한을 340MPa 또는 355MPa로, YP 상한을 500MPa, 460MPa 또는 420MPa로 해도 된다. TS 하한을 470MPa 또는 490MPa로, TS 상한을 600MPa, 570MPa 또는 550MPa로 해도 된다.

이러한 종류의 강재는, YP가 약 355MPa인 구조용 강이며, Cr-Mo 고강도 강에 비해 강도가 낮아, 열 영향부의 조직은, 도 1에 정성적으로 도시하는 바와 같이, 인성이 낮은 상부 베이나이트가 된다. 이러한 강재를 전자 빔 용접하면, 특히, 열 영향부에서는, 입계 페라이트나 상부 베이나이트 등의 조대한 조직이 발달하여, 고탄소 마르텐사이트(섬 형상 마르텐사이트 또는 M-A constituent라고도 함)가 생성되기 쉽다. 따라서, 구조용 강을 전자 빔 용접하는 경우, 열 영향부의 인성의 확보는 용이하지 않다.

조직과 인성의 관계에 대해서는, 결정립 직경의 미세화가 특히 용접 금속의 인성의 향상에 유효한 것, 고탄소 마르텐사이트가 특히 열 영향부의 인성을 저하시키는 것으로 알려져 있다. 또한, 성분과 조직의 관계에 대해서는, 켄칭성 지표 Ceq를 크게 하면, 도 2a에 도시한 바와 같이 용접 금속의 입경이 미세해지는 것, 도 2b에 도시한 바와 같이 열 영향부의 고탄소 마르텐사이트가 증가하는 것으로 알려져 있다.

또한, 용접 금속 및 열 영향부의 인성을 높이기 위해서는, 용접 금속의 경도와 강재(모재)의 경도의 균형이 중요하다. 즉, 도 3에 도시한 바와 같이, 강재(모재)의 경도에 대하여 용접 금속의 경도를 높이면, 용접 금속의 인성은 향상된다. 그러나, 용접 금속의 경화의 영향에 의해, 열 영향부에 변형이 집중되기 때문에, 열 영향부의 인성은, 용접 금속의 경화의 영향에 의해 저하된다. 따라서, 인성이 떨어지는 상부 베이나이트의 생성을 방지하기 위하여 켄칭성을 높이면, 용접 금속의 경화가 발생하고, 이 영향에 의해, 열 영향부의 인성이 손상된다는 문제가 발생한다.

이와 같이, 강의 켄칭성과 WM의 결정립 직경이나 HAZ의 고탄소 마르텐사이트의 관계, 강재(모재)의 경도에 대한 WM의 경도의 비와 용접 조인트의 인성의 관계는, 정성적으로는 공지된 것이었다. 그러나, 종래, 강재의 성분에 따라 용접 조인트의 파괴 인성의 균형을 제어한다는 생각은 존재하지 않았다. 그 때문에, 예를 들어 켄칭성을 높인 강재(모재)를 전자 빔 용접하면, WM의 인성은 향상되지만, HAZ의 인성이 현저하게 저하되는 등의 문제가 발생하였다.

따라서, 본 발명자들은, 전자 빔 용접 조인트에 있어서, 필요한 인성을 확보하기 위해, 전자 빔 용접에 적합한 켄칭성을 표시하는 지표를 검토하여, 새롭게 "CeEB"를 고안해서 도입하였다.

즉, 하기 (식 1)로 정의하는 "전자 빔 켄칭성 지표 CeEB"는, 전자 빔 용접 조인트의 파괴 인성을 보다 높이기 위해서, 강재의 조직의 형성에 크게 영향을 미치는 켄칭성에 착안하여, 필요한 조직의 생성을 확실하게 확보하는 것을 고려하여 작성된 지표이다.

CeEB=C+9/40Mn+1/15Cu+1/15Ni+1/5Cr+1/5Mo+1/5V … (식 1)

여기서, C, Mn, Cu, Ni, Cr, Mo 및 V는, 각각 강재 성분의 함유량(질량%)이다.

상기 (1)식으로 정의하는 CeEB는, 경도와 상관하는 공지된 탄소 당량 Ceq(=C+1/6Mn+1/15Cu+1/15Ni+1/5Cr+1/5Mo+1/5V)을 기초로, Mn이, 전자 빔 용접시에 증발되어 감소하여 켄칭성이 저하되는 것을 고려하여 고안한 지표이다. 또한, 경험적으로 얻어진 켄칭성의 저하의 정도에 기초하여, Mn의 계수를 9/40로 하였다. 이 계수의 값은 공지의 Ceq에서의 Mn의 계수 1/6보다 크다.

지표 CeEB는, (1) 전자 빔 용접 전의 강재(모재)에 있어서 켄칭성을 필요한 범위 내로 확보하고, (2) 용접 금속에 있어서, 미세한 페라이트의 생성을 촉진하고, 또한, (3) 열 영향부에 있어서, 인성을 저하시키는 상부 베이나이트나, 고탄소 마르텐사이트 등의 생성을 억제하기 위한 지표이다.

도 4에, 전자 빔 용접 조인트에서의 용접 금속(WM) 및 열 영향부(HAZ)의 파괴 인성값(δc)과 CeEB의 관계를 정성적으로 나타낸다. 실선의 곡선은 용접 금속의 파괴 인성값(δcwm)이며, 파선의 곡선은 열 영향부의 파괴 인성값(δcha)이다. 2점 쇄선의 곡선은, 가상적으로 WM의 경도의 영향을 무시했을 경우의 열 영향부의 파괴 인성값(HAZ 인성의 예측값)이다. 이 HAZ 인성의 예측값은, HAZ의 열 이력을 모의한 열처리를 실시한 시험편의 파괴 인성 시험에 의해 측정할 수 있다.

지표 CeEB가 커지면, WM의 조직이 미세해져서 δcwm이 향상된다. 한편, HAZ에서는 고탄소 마르텐사이트의 증가와 HAZ의 경화에 의해 HAZ 인성의 예측값이 저하된다. 또한, CeEB가 커지면 WM이 경화하고, 그 영향을 받아, δcha는 HAZ 인성의 예측값보다 저하된다.

이와 같이, 지표 CeEB에 의해 용접 금속 및 열 영향부의 파괴 인성을 종합적으로 평가하는 것이 가능하게 된다. CeEB를 적정 범위로 정하면, 용접 금속 및 열 영향부의 파괴 인성값을 양쪽 모두, 1점 쇄선으로 나타내는 목표값 이상으로 할 수 있다. 후술하는 피닝 입자를 활용하는 경우에는, 피닝이나 입자내 변태의 효과에 따라서 δcwm 및 δcha가 향상하게 된다.

이어서, 본 발명자들은, 강재(모재)의 C량 및 CeEB와, 강재(모재), 용접 금속 및 열 영향부의 인성의 관계에 대하여 검토하였다. 그 결과, 강재(모재)의 C량과 CeEB의 비 "C/CeEB"를 특정한 범위로 조정하는 것이 바람직한 것을 알았다. 이하에, 비 "C/CeEB"의 기술적 의의에 대하여 설명한다.

비 "C/CeEB"는, 용접 금속의 켄칭성과, 열 영향부 및 강재의 켄칭성이 극단적으로 치우치지 않도록 하기 위한 지표이다. 도 5a에, CeEB와 용접 금속의 파괴 인성값의 관계를 나타내고, 도 5b에, CeEB와 열 영향부의 파괴 인성값의 관계를 나타낸다.

CeEB는 켄칭성의 지표이다. CeEB가 커지면, 용접 금속에서는 입경이 미세해지기 때문에 파괴 인성값이 높아지고, 열 영향부에서는 고탄소 마르텐사이트의 생성이 촉진되어 파괴 인성값이 저하된다. 또한, 전자 빔 용접에서는, 용접 금속의 Mn의 일부가 증발되어, Mn량이 감소한다.

그로 인해, 도 5a에 도시한 바와 같이, 용접 금속의 파괴 인성을 향상시키기 위해서는, C/CeEB를 높여서 켄칭성을 확보하는 것이 바람직하다. 한편, 열 영향부에서는, C량의 증가에 의해 고탄소 마르텐사이트의 생성이 촉진된다. 그로 인해, 도 5b에 도시한 바와 같이, 파괴 인성값을 확보하기 위해서는, C/CeEB를 제한하는 것이 바람직하다.

또한, 본 발명자들은, 용접 금속의 파괴 인성값과 열 영향부의 파괴 인성값의 균형을 개선하는 방법에 대하여 검토하였다. 그 결과, Ti 질화물이 피닝 입자로서 기능하면, 열 영향부에서의 입자 성장이 억제되어, 열 영향부 및 용접 금속의 인성이 향상되는 것을 알았다. 또한, Ti 질화물을 생성 핵으로 하는 입자내 변태를 이용하여, 입자내 페라이트를 생성시키면, 열 영향부 및 용접 금속의 인성이 향상되는 것을 알았다.

본 발명자들은, 또한, Ti 질화물이나 산화물을 포함하는 강 중의 개재물 입자의 크기나 개수가, 전자 빔 용접 조인트의 파괴 인성값에 대하여 미치는 영향에 대해, 예비 실험을 행하여 검증하였다. 이하에 상세하게 설명한 바와 같이, 이 예비 실험에서는, 강 중의 전체 산소량이나 주조편의 냉각 속도를 변화시킴으로써, 서로 다른 개수나 크기의 개재물 입자를 갖는 복수의 강재를 제작하였다. 이들 강재를 사용해서 전자 빔 용접 조인트를 제작하여, 파괴 인성값을 검사하였다.

이 예비 시험에 있어서, 질화물 및 산화물 등의 개재물 입자의 계측 및 파괴 인성값의 계측은, 강판의 판 두께 방향 중심부를 대상으로 해서 행하였다. 그 이유는 이하와 같다. 제1 이유는, CTOD 시험에서 검증되는 바와 같이, 전자 빔 용접 조인트에 있어서, 역학적으로 가장 구속력이 높고, 파괴의 기점이 되기 쉬운 것은 판 두께 중심부이기 때문이다. 또한, 강판의 판 두께 방향 중심부에서는, 연속 주조에서의 응고 편석(중심 편석)에 의해, 용질 원소가 농화하여 조직이 경화되기 쉽다. 이로 인해, 판 두께 방향 중심부는, 판 두께 방향의 표층에 가까운 부분에 비해 야금학적으로 취성 파괴가 발생하기 쉬운 상태로 되어 있는 것이, 제2 이유이다. 또한, 본 발명의 대상인 전자 빔 용접 조인트는, 통상의 아크 용접 조인트와는 달리, 융합면이 판 두께 방향에 거의 평행한 평면 형상이기 때문에, 상술한 판 두께 방향의 역학적·야금적인 영향을 받아, 조대한 개재물 입자가 취성 파괴의 기점으로 되기 쉽다. 즉, 전자 빔 용접 조인트의 열 영향부 및 용접 금속의 파괴 인성값은, 통상의 아크 용접 조인트에 비해, 판 두께 중심부에 존재하는 개재물 입자의 크기나 개수에 큰 영향을 받기 쉬운 것이, 제3 이유이다.

후술하는 예비 실험에 의해 개재물 입자의 수와 파괴 인성값의 관계를 조사한 결과, 이하의 지식이 얻어졌다. 상기 개재물 입자가 Ti를 10% 이상 함유하는 질화물(이하, 간단히 Ti 질화물이라고도 함)인 경우에는, 그 원 상당 직경이 0.05㎛ 이상일 때에, 높은 효율로 피닝 작용 및 입자내 변태 촉진 작용을 나타내어, 결정립의 미립화에 크게 공헌한다. 한편, 입경이 비교적 큰 개재물 입자는, Ti 함유량에 상관없이 취성 파괴의 기점으로도 된다. 개재물 입자의 원 상당 직경이 0.5㎛를 초과하면, 취성 파괴의 기점이 되는 경향이 나타나기 시작하고, 특히, 원 상당 직경이 1.0㎛ 이상이면 파괴의 기점이 되는 경향이 특히 높기 때문에, 그 개수를 가능한 한 제한하는 것이 바람직하다. 그리고 나서, 원 상당 직경이 0.05㎛ 이상 0.5㎛ 미만인, Ti 질화물을 강재에 적당량 함유시키면, 취성 파괴를 발생시키지 않고, 효과적으로 결정립을 미립화할 수 있음을 알았다.

이 예비 실험에서는, 강재 내의 입자 중, (1) 원 상당 직경이 0.05㎛ 이상 0.5㎛ 미만인 Ti를 10% 이상 함유하는 질화물(이하, 간단히 "미소한 Ti 질화물"이라고도 함), (2) 원 상당 직경이 1.0㎛ 이상인 산화물이나 질화물을 포함하는 모든 비금속성 개재물의 입자(이하, 간단히, "조대한 개재물 입자"라고도 함)의 2 클래스에 대하여 그 수량을 측정하였다. 그리고 나서, 강재 내의 각 클래스의 입자의 수량과, 이 강재를 사용한 전자 빔 용접 후의 조인트의 인성값의 관계를 정량적으로 검증하였다.

예비 실험에서는, 소형 실험로를 사용하여, 질량%로, C: 0.07%, Si: 0.06%, Mn: 2.0%, P: 0.007%, S: 0.002%, Ti: 0.01%, Al: 0.04%, N: 0.005%를 목표로 한 주조편을 제조하였다. 주조편의 제조에 있어서, 각 클래스의 개재물의 개수를 제어하기 위해, 이하의 2개의 공정을 제어하였다. (i) 용탕의 진공 탈가스 처리의 처리 시간을 변화시킴으로써 주조편의 전체 산소량을 조정하였다. (ii) 주조시에, 주조편을 냉각하기 위한 냉각 수량을 조정함으로써, 1300 내지 1100℃의 온도 영역의 주조편의 냉각 속도를 1 내지 30℃/분의 범위로 제어하였다. 이 예비 실험에서 제조된 각 주조편의 성분 조성은, 상기한 성분 조성의 목표값과 거의 일치하였다. 또한, 제조된 각 주조편의 전체 산소량은 11ppm 내지 31ppm이었다. 얻어진 주조편을 사용하여, 후술하는 ACC에 의해 판 두께 50mm의 강판을 제조하였다.

상기 강재의 입자의 개수의 측정 방법은, 후술하는 실시예에서 사용한 방법에 준한다.

또한, 이들 강재에 대하여 전자 빔 용접을 실시하여, I개선의 맞댐 용접 조인트를 제작하였다. 이 용접 방법의 상세한 것은, 후술하는 실시예에 준한다. 이들 용접 조인트의 융합부(FL) 부분에 노치가 형성된 CTOD 시험편을 제작하여, 시험 온도 0℃에서 CTOD 시험을 실시하였다. 그 결과 얻어진 HAZ의 파괴 인성값, δ_HAZ가 0.2mm 이상인 경우에는, 그 샘플을 합격으로 하고, 그 외의 경우에는 불합격으로 하였다. 이 예비 실험의 결과를 도 7, 도 8a, 도 8b에 나타내었다. 이들 도면에서, CTOD 시험에 합격한 샘플은 중공의 플롯으로, 불합격 샘플은 칠해진 플롯으로 나타냈다.

도 7은, CTOD 시험의 결과와, 상기 미소한 Ti 질화물 및 상기 조대한 개재물 입자의 개수의 관계를 나타낸다. 도 7 상에서, CTOD 시험에 합격한 용접 조인트의 플롯(중공의 플롯)은 모두, "본 발명의 범위"로서 나타낸 파선의 사각 범위 내에 있다. 즉, HAZ의 CTOD값, δ_HAZ가 0.2mm 이상으로 된 샘플은, (1) 강재의 판 두께 중심부에 있어서, 원 상당 직경이 1.0㎛ 이상인 입자(상기 조대한 개재물 입자)가 20개/mm² 이하이고, 또한, (2) 판 두께 중심부에 있어서, 원 상당 직경이 0.05㎛ 이상 0.5㎛ 미만인 Ti 질화물이 1×10³개/mm² 이상이라는 조건을 만족하고 있었다.

이어서, 주조편의 1300 내지 1100℃의 온도 영역에서의 냉각 속도와, 상기 미소한 Ti 질화물의 수량의 상관을 검토하였다. 도 8a에 도시한 바와 같이, 냉각 속도가 상승하면, 판 두께 중심부에서의 미소한 Ti 질화물의 수량이 증가하는 경향이 있었다. 특히 주조편의 냉각 속도가 9℃/분 이상인 경우에, 냉각 속도에 의존하여 개재물 입자의 수량이 증가하는 경향이 명확해졌다. 그 결과, 상기한 냉각 속도의 범위에서, 상기 미소한 Ti 질화물의 수량을 1×10³개/mm² 이상으로 제어할 수 있었다. 도 8a 상에서, 이 냉각 속도 범위를 "본 발명의 범위"로서 파선과 화살표로 나타낸다. 또한, 상기의 냉각 속도의 범위를 만족하는 전체 샘플에서, HAZ의 CTOD값, δ_HAZ는, 0.2mm 이상이었다(중공의 플롯).

이어서, 주조편의 1300 내지 1100℃의 온도 영역에서의 냉각 속도와, 상기 조대한 개재물 입자의 수량의 상관을 검토하였다. 도 8b에 도시한 바와 같이, 냉각 속도가 상승하면, 판 두께 중심부에서의 조대한 개재물 입자의 수량이 감소하는 경향이 있었다. 주조편의 냉각 속도가 9℃/분 이상인 샘플에서는, 상기 조대한 개재물 입자의 수량은 20개/mm² 이하의 범위에 있었다. 도 8b 상에서, 이 냉각 속도 범위를 "본 발명의 범위"로서 파선과 화살표로 나타낸다.

상기 예비 실험의 결과를 종합하여, 발명자들은 이하의 지식을 얻었다. (1) 판 두께 중심부에 존재하는 조대한 개재물 입자를 적게 하고, (2) 입자내 변태의 변태 핵이 되는 미소한 Ti 질화물의 양을 적절하게 제어함으로써, 전자 빔 용접 조인트의 열 영향부 및 용접 금속의 파괴 인성을 향상할 수 있다. 또한, 개재물 입자의 크기나 개수를 제어하기 위해서는, (3) 강재의 주조시의 냉각 속도를 적절한 범위로 제어하는 것이 효과적임을 알았다. 또한, 예비 실험에서 얻어진 주조편의 필요 냉각 속도 9℃/분은, 강의 용제 및 주조를 행하는 제강 공장의 레이들 정련 설비나 주조 설비의 조건 등(예를 들어, 진공 탈가스의 진공도, 주조시의 게이트의 형상 등)에 따라 변화하는 것으로 생각된다. 이로 인해, CTOD 시험 결과의 향상을 위해서는, 소정의 성분 범위에서 소정의 개재물 입자의 수가 얻어지면 되고, 반드시 주조시의 냉각 속도를 9℃/분 이상으로 한정할 필요는 없다.

상기 예비 실험의 결과를 감안하여, 본 발명에서는, 강재(모재)의 C량, CeEB 및 C/CeEB 및 개재물 입자의 크기나 개수를 적정한 범위 내로 제어하고, 적당량의 Al, Ti 등을 첨가한다. 이에 의해, 용접시에, 미세한 Ti 질화물이 피닝 입자 및 입자내 변태의 생성 핵으로서 이용되고, 강재(모재)의 파괴 인성값에 대한 용접 금속 및 용접 열 영향부의 파괴 인성값의 비를 적절한 범위로 하여, 파괴 인성값(δc)의 편차를 최대한 억제한 전자 빔 용접 조인트와, 이 용접 조인트를 형성할 수 있는 강재를 얻을 수 있다.

본 발명의 실시 형태에 따른 강재의 조성은, 질량%로, 적어도 C: 0.02% 내지 0.1%, Si: 0.03% 내지 0.30%, Mn: 1.5% 내지 2.5%, Ti: 0.005 내지 0.015%, N: 0.0020 내지 0.0060%, Al: 0.004% 초과 내지 0.05%를 함유한다.

또한, 상기 강재의 조성에 포함되는 불가피적 불순물 중, P: 0.015% 이하, S: 0.010% 이하, O: 0.0035% 이하로 제한할 필요가 있다.

또한, 필요에 따라, Nb: 0% 내지 0.020%, V: 0% 내지 0.030%, Cr: 0% 내지 0.50%, Mo: 0% 내지 0.50%, Cu: 0% 내지 0.25%, Ni: 0% 내지 0.50% 및 B: 0% 내지 0.0030%를 함유해도 된다.

상기 강재의 조성의 잔량부는 철 및 불가피적 불순물로 이루어진다.

이하, 각 원소의 첨가 이유 및 첨가량에 대하여 설명한다. 또한, %는 질량%를 의미한다.

C는, 강도의 향상에 기여하는 원소이다. 용접 구조체로서의 강도를 확보하기 위해서, 0.02% 이상 첨가한다. 또한, C량이 적으면, 용접 금속의 켄칭성이 부족하여, 인성을 손상시키는 경우가 있다. 바람직한 하한은 0.03%이며, 보다 바람직한 하한은 0.04%이다. 한편, C량이 0.1%를 초과하면 켄칭성이 너무 증대되고, 특히, 용접 금속 및 열 영향부의 인성이 저하되므로, C량의 상한은 0.1%로 한다. 바람직한 상한은 0.08%이며, 또는 0.07%이며, 보다 바람직하게는 0.06%이다.

Si는, 탈산 원소이며, 강판의 강도를 확보하기 위해서도 유효한 원소이다. 따라서, 0.03% 이상 첨가한다. 그러나, Si를 과잉으로 첨가하면, 섬 형상 마르텐사이트가 다량으로 생성되고, 특히, 용접 금속 및 열 영향부의 인성이 저하된다. 따라서, Si량의 상한을 0.30%로 한다. 바람직한 상한은 0.25% 또는 0.20%이며, 보다 바람직한 상한은 0.15%이다.

Mn은, 인성을 확보하고, 또한, 켄칭성을 높여서 강판의 강도를 확보하는데 유효한 원소이다. Mn량이 1.5% 미만에서는, 강재의 인성, 강도 및 켄칭성을 충분히 확보할 수 없다. 또한, 전자 빔 용접시, Mn이 용접 금속으로부터 증발되어 상실되어, 용접 금속의 켄칭성이 저하된다. 따라서, 강재의 인성, 강도 및 켄칭성, 또한, 용접 금속의 켄칭성을 확보하기 위해서, 1.5% 이상의 Mn을 첨가한다.

Mn량의 바람직한 하한은 1.6% 또는 1.7%, 보다 바람직하게는 1.8%이다. 단, Mn량이 2.5%를 초과하면, 켄칭성이 과대하게 증대되고, 특히, 열 영향부의 인성이 저하되므로, Mn량의 상한을 2.5%로 한다. 바람직한 상한은 2.4%이며, 보다 바람직한 상한은 2.3%이다.

P는, 불가피적 불순물이며, 강재(BM), 용접 금속(WM) 및 열 영향부(HAZ)의 인성에 악영향을 미친다. 특히, 용접 금속(WM) 및 열 영향부(HAZ)의 인성을 확보하기 위해서는, P는 적은 것이 바람직하고, 0.015% 이하로 제한한다. 바람직한 P량은 0.010% 이하 또는 0.006% 이하이다. P량의 하한을 특별히 한정할 필요는 없으며, 그 하한은 0%이다. 제조 비용의 관점에서, 0.001% 이하의 극 저P화는 불필요하며, P량은 0.001% 이상으로 해도 된다.

S는 불가피적 불순물이며, MnS를 형성한다. MnS는, 미세한 Ti 질화물을 핵으로서 석출하여, Mn 희박 영역을 형성하여, 입자내 페라이트의 생성(입자내 변태)을 촉진한다. 입자내 변태를 촉진하기 위해서는, S를 0.0001% 이상 함유시키는 것이 바람직하다. 바람직한 S량의 하한은 0.001%이다. 필요에 따라서, S량의 하한을 0.002%로 해도 된다. 또한, S량의 하한을 한정하지 않고, 하한을 0%로 해도 된다. 한편, S를 과잉으로 함유하면, 특히, 용접 금속(WM) 및 열 영향부(HAZ)의 인성이 저하된다. 이로 인해, S량을 0.010% 이하로 제한한다. 바람직한 S량의 상한은 0.007% 또는 0.005% 이하이다.

Al은, 본 발명에서 중요한 탈산 원소이다. Al은, Ti 산화물의 생성을 억제하고, 미세한 Ti 함유 질화물 등의 개재물 입자를 석출시키므로, 0.004%를 초과하여 첨가한다. 바람직한 Al량의 하한은 0.010%이다. 한편, Al량이 0.05%를 초과하면, 파괴의 기점이 되는 Al 산화물이 생성되어, 인성이 저하되므로, 상한을 0.05%로 한다. 열 영향부(HAZ) 및 용접 금속(WM)의 인성을 높이는 점에서, 상한은 0.03%가 바람직하다.

Ti는, 본 발명에서 매우 중요한 원소이며, 강의 탈산에 사용한다. Ti는, N과 결합하여, 미세한 Ti 질화물을 형성한다. 이 Ti 질화물에는, Ti, N 이외의 원소를 포함해도 전혀 상관없다. 입열량이 낮은 전자 빔 용접 조인트에서는, 미세한 Ti 질화물의 피닝 효과에 의해, 열 영향부(HAZ)에서의 오스테나이트 입자의 조대화가 억제된다. 또한, 미세한 Ti 질화물은, 입자내 변태의 생성 핵으로서 기능하여, 열 영향부(HAZ) 및 용접 금속(WM)의 인성의 향상에 기여한다.

이러한 첨가 효과를 충분히 얻기 위해서, Ti는 0.005% 이상 첨가한다. 하한은 0.007%가 바람직하다. 한편, Ti가 과잉이면, 조대한 Ti 함유 개재물 입자가 생성되어, 오히려 인성이 열화되므로, 상한은 0.015%로 한다. 바람직한 상한은 0.012%이다.

N은, Ti와 결합하여, 미세한 Ti 질화물을 형성하는, 본 발명에서는, 매우 중요한 원소이다. Ti 질화물의 피닝 효과에 의한 입경의 조대화의 억제나, 입자내 변태에 의한 입경의 미세화에 의해, 용접 금속 및 열 영향부의 인성을 높이기 위해서, N량의 하한을 0.0020%로 한다. 바람직한 하한은 0.0030% 또는 0.0035%이다.

한편, N량이 과잉이면, 용접 금속 및 열 영향부의 인성에 악영향을 미치므로, 상한을 0.0060%로 한다. 바람직한 상한은 0.0050% 또는 0.0040%이다.

O는, 불순물이며, 적은 것이 바람직하다. O량이 과잉이면, 파괴의 기점이 되는 산화물이 과잉으로 생성되어, 강재 및 열 영향부의 인성에 악영향을 미치므로, 상한을 0.0035%로 한다. 조성이나 제조 공정 등의 조건에서 강재에 과잉의 산화물이 생성되기 쉬운 경우, O량의 상한을 0.0032% 이하, 0.0029% 이하 또는 0.0025% 이하로 해도 된다. O량의 하한은 0%이어도 되지만, 탈산 원소의 Al이 적은 경우, 적당량의 O가 존재하면 미세한 Ti 산화물이 생성되어, 용접 금속 및 열 영향부에서의 입자내 변태시의 생성 핵으로서 작용하여, 인성이 향상된다. 이로 인해, O량의 하한을 0.0010%로 해도 된다.

또한, 본 발명의 실시 형태에 따라서 일반적인 조건에서 전자 빔 용접을 행하면, 그 과정에서, 용접 금속에서는, 강재의 O량 중, 약 절반 정도가 상실되는 경우가 많다. 예를 들어, 강재의 O량이 0.0035% 이하일 때, 용접 후의 조인트에서, 용접 금속 중의 O량은 약 0.0018% 이하로 되는 경우가 많다. 이로 인해, 강재 중의 O량의 하한은 0.0015%가 바람직하고, 더욱 바람직하게는 0.0020%이다. 용접 금속의 O량을 20ppm 미만, 18ppm 이하 또는 17ppm 이하로 해도 된다. 용접 금속의 O량의 하한을 설치할 필요는 없지만, 7ppm 이상, 10ppm 이상 또는 12ppm 이상으로 해도 상관없다.

Ca는, CaS를 생성하여, 압연 방향으로 신장하는 MnS의 생성을 억제한다. 강재의 판 두께 방향의 특성, 특히, 내라멜라 티어성을 개선하기 위해서, Ca를 첨가할 수도 있다. Ca가 0.0050%를 초과하면, 조대한 산화물이 생성되어, 강재(모재) 및 열 영향부의 인성이 저하되므로, 상한을 0.0050%로 한다. Ca의 첨가는 필수적이지 않으며, Ca량이 0%이어도 된다.

또한, 불가피적 불순물 중의 Mg량을 0.0002% 이하로 제한해도 된다.

본 발명의 실시 형태에 따른 강재는, 또한, Nb 및/또는 V를, 이하의 이유에서, 일정한 한도 내에서 함유해도 된다.

Nb는, 강재(모재)의 켄칭성을 향상시켜서, 강도를 높이는데 유효한 원소이며, 첨가는 필수적이지 않지만, 필요에 따라서 첨가할 수도 있다. 첨가 효과를 얻기 위해서는, Nb를 0.001% 이상 첨가한다. 바람직하게는 Nb를 0.003% 이상 첨가한다. 단, 과잉으로 첨가하면, 용접 금속(WM) 및 열 영향부(HAZ)의 인성이 저하되므로, Nb량의 상한을 0.020%로 한다. 바람직한 상한은 0.012%이며, 보다 바람직하게는 0.010%, 특히 높은 인성을 요구하는 경우에는 0.004%이다. Nb의 하한을 특별히 한정할 필요는 없으며, Nb량이 0%이어도 된다.

V는, 소량의 첨가로, 켄칭성 및 템퍼링 연화 저항을 높이는 작용을 하는 원소이며, 첨가는 필수적이지 않지만, 필요에 따라서 첨가할 수도 있다. 첨가 효과를 얻기 위해서는, V를 0.005% 이상 첨가한다. 바람직하게는 V를 0.010% 이상 첨가한다. 단, 과잉으로 첨가하면, 용접 금속(WM) 및 열 영향부(HAZ)의 인성이 저하되므로, V량의 상한을 0.030%로 한다. 바람직한 상한은 0.025%이며, 보다 바람직하게는 0.020%이다. V량의 하한을 특별히 한정할 필요는 없으며, V량이 0%이어도 된다.

본 발명의 실시 형태에 따른 강재는, 필요에 따라, 또한, Cr, Mo, Cu, Ni 및 B 중 1종 또는 2종 이상을 함유해도 된다. 이들 원소의 첨가는 필수적인 것은 아니지만, 첨가하면 인성 및 강도의 향상에 유효하다. 이 효과를 얻기 위해서는, Cr, Mo, Cu, 및/또는, Ni를, 각각 0.05% 이상 첨가한다.

B는, 소량 첨가로 켄칭성을 크게 향상시키는 원소이다. 냉각 속도를 확보하는 것이 곤란한 경우 등 필요에 따라서 0.0030%를 상한으로 B를 첨가할 수도 있다. 켄칭성 향상 효과를 얻기 위해서는, B를 0.0002% 이상 첨가한다.

그러나, Cr, Mo, Cu 및 Ni는 고가이기 때문에, 경제적 관점에서 Cr: 0.50% 이하, Mo: 0.50% 이하, Cu: 0.25% 이하, Ni: 0.50% 이하의 첨가량으로 한다. 특히, Mn량을 높인 본 발명의 강재에서는, 이들 원소를 과잉으로 첨가하면, 켄칭성이 너무 높아져서, 인성의 균형을 손상시키는 경우가 있다. 바람직하게는, Cr, Mo, Cu, 및/또는, Ni의 합계량을 0.70% 이하로 한다. 더욱 바람직하게는 이 합계량을 0.50% 이하로 한다. 필요에 따라서, 이 합계량을 0.40%, 0.30% 또는 0.20%로 제한해도 된다.

B 첨가에 의한 강재의 깨짐 등을 피하기 위해서, B량의 상한을 0.0020%, 0.0017% 또는 0.0014%로 제한해도 된다. Cr, Mo, Cu, Ni 및 B의 하한을 특별히 한정할 필요는 없으며, 각각의 첨가량이 0%이어도 된다.

본 발명의 실시 형태에 따른 강재에서는, 상기 성분 조성을 기초로, 하기 (1)식으로 정의하는 전자 빔 용접 켄칭성 지표 CeEB를 0.49% 내지 0.60%로 한다.

CeEB=C+9/40Mn+1/15Cu+1/15Ni+1/5Cr+1/5Mo+1/5V … (식 1)

여기서, C, Mn, Cu, Ni, Cr, Mo 및 V는, 각각 강재 성분의 강재 중의 함유량(질량%)이다. 또한, 이들 성분 중 어느 하나가 강재에 첨가되어 있지 않은 경우, 그 원소의 함유량에 0을 대입해서 (식 1')식을 사용하면 된다. 예를 들어, Cu, Ni, Cr, Mo 및 V가 모두 함유되지 않는 강재의 경우, CeEB는 상기 (식 1) 대신에 하기의 (식 1')를 사용한다.

CeEB=C+9/40Mn … (식 1')

단, Cu, Ni, Cr, Mo 및 V가 불가피적 불순물로서 함유되어 있는 경우에는, (식 1)에 의해 CeEB를 계산하는 것이 바람직하다.

전자 빔 용접 켄칭성 지표 CeEB는, 전자 빔 용접에 특유의 용접 금속에서의 Mn량의 감소를 고려하여 켄칭성을 표시하는 지표이다. CeEB가 0.49% 미만이면, 용접 금속의 켄칭성이 부족하고, 상부 베이나이트가 생성되어, 용접 조인트의 파괴 인성이 불충분해진다.

CeEB를 0.50% 이상, 바람직하게는 0.51% 이상으로 하면, 파괴 인성이 더욱 향상된다. 그러나, CeEB가 0.60%를 초과하면, 열 영향부(HAZ)가 경화되어, 용접 조인트의 파괴 인성이 불충분해진다. 그로 인해, CeEB의 상한은 0.59%가 바람직하고, 보다 바람직하게는 0.58%이다.

본 발명의 실시 형태에 따른 강재의, 판 두께 방향을 따른 단면의 판 두께 중심부에 있어서, 원 상당 직경이 1.0㎛ 이상인 개재물 입자(조대한 개재물 입자)의 수는 20개/mm² 이하로 한다. 상기 조대한 개재물 입자의 수가 20개/mm² 초과이면, 이 개재물 입자가 파괴의 기점이 되어, 열 영향부 및 용접 금속의 파괴 인성이 불충분해진다.

또한, 동일하게 판 두께 중심부에 있어서, 0.05㎛ 이상 0.5㎛ 미만의 Ti 질화물의 수는 1×10³개/mm² 이상으로 한다. 이 Ti 질화물은, Ti를 10% 이상 함유하는 한, Ti, N 이외의 원소를 포함해도 전혀 상관없다. 상기 미소한 Ti 질화물의 수가 1×10³개/mm² 미만이면 Ti 질화물에 의한 피닝 작용이 불충분해져서, 열 영향부 및 용접 금속의 인성에 악영향을 미친다.

한편, 0.05㎛ 이상 0.5㎛ 미만의 Ti 질화물의 수에 대해서, 특별히 상한은 정하지 않지만, 미소한 Ti 질화물이 너무 많으면, 이것이 취성 파괴의 기점으로 되는 경우가 있다. 따라서, 열 영향부 및 용접 금속의 인성을 보다 안정시키기 위해서는, 판 두께 중심부의 미소한 Ti 질화물 수의 상한은 5×10⁴개/mm² 미만, 더욱 바람직하게는 4×10⁴개/mm² 이하인 것이 바람직하다.

또한, 조대한 개재물 입자수의 측정 방법은, 예를 들어 강재의 판 두께 방향의 중앙부의 단면 시료를 사용하여 FE-SEM(Field Emission Scanning Electron Microscope)에 의한 측정을 행한다.

또한, Ti 함유의 미세한 질화물 입자수의 측정 방법은, 예를 들어 강재의 판 두께 방향의 중앙부의 단면 시료를 사용하여 FE-TEM(Field Emission Transmission Electron Microscope)에 의한 측정을 행한다. 또한, 추출 레플리카 막을 제작하여 TEM으로 관찰하여, EDX법(Energy Dispersive X-ray Spectrometry)으로 측정되는 Ti의 중량비가 10% 이상인 입자에 대해서, Ti를 10% 이상 함유하는 질화물 입자라고 판정한다.

전자 빔 용접 켄칭성 지표 CeEB에 대한 C량의 비(C/CeEB)는, 용접 금속의 켄칭성과, 열 영향부 및 강재(모재)의 켄칭성의 균형을 표시하는 지표이다. C/CeEB가 0.04 내지 0.18의 값을 취하는 것이 바람직하다. 전자 빔 용접에서는, Mn이 증발되어, 용접 금속의 Mn량이 강재(모재)의 Mn량보다 적어지므로, 강재(모재)의 C량을 증가시켜, 켄칭성을 확보하는 것이 바람직하지만, C량이 과잉이 되면, 열영향(HAZ)에 고탄소 마르텐사이트가 생성된다.

C/CeEB가 0.04 미만이면, 용접 금속의 켄칭성이 부족하여, 파괴 인성이 저하되므로, 하한을 0.04로 한다. 바람직한 하한은 0.05이다. 한편, C/CeEB가 0.18을 초과하면, 열 영향부의 경도가 상승하여, 파괴 인성이 저하되는 경우가 있으므로, 상한은 0.18로 한다. 바람직한 상한은 0.15이며, 더욱 바람직한 상한은 0.10이다.

본 발명의 실시 형태에 따른 강재를 사용하여, 전자 빔 용접으로 형성된 용접 조인트에 있어서, 용접 금속의 CTOD값: δ_WM, 열 영향부의 CTOD값: δ_HAZ 및 강재의 CTOD값: δ_BM이, 하기 (식 2)와 (식 3)을 만족하는 것이 바람직하다.

0.15≤δ_WM/δ_BM≤1.1 … (식 2)

0.15≤δ_HAZ/δ_BM≤1.1 … (식 3)

단, δ_WM, δ_HAZ 및 δ_BM은, 0℃에서 3점 굽힘 CTOD 시험을 6회 행했을 때의 CTOD값의 최저값이다. 또한, δ_BM, δ_HAZ 및 δ_WM 중, δ_BM이 가장 커지는데, 측정 데이터의 편차를 고려하여, δ_WM/δ_BM 및 δ_HAZ/δ_BM의 상한을 1.1로 한다. 또한 CTOD값이 1.0mm 이상으로 된 경우에는 연성 파괴된 것으로 간주하고, CTOD값을 1.0mm로 하여 상기 계산을 행한다.

δ_WM/δ_BM 및 δ_HAZ/δ_BM이 0.15 미만이 되면, δ_WM, δ_HAZ 및 δ_BM의 균형이 극단적으로 나빠져서, 용접부의 파괴 인성이 크게 저하된다. 따라서, δ_WM/δ_BM 및 δ_HAZ/δ_BM의 하한은 0.15로 한다. 본 발명과 같이, 미세한 Ti 질화물을 이용하는 강을 전자 빔 용접하는 경우에는, HAZ, WM의 파괴 인성을 강재(모재)와 동등하게까지 높이는 것은 어렵다. 따라서, 특히, 모재의 파괴 인성을 높일 필요가 있는 경우, δ_WM/δ_BM 및 δ_HAZ/δ_BM의 바람직한 상한은 0.40이며, 보다 바람직하게는 0.3이다.

즉, 본 발명의 강재에 의하면, 전자 빔 용접 후의 용접 조인트에서의 용접 금속 및 열 영향부의 파괴 인성은, 모재의 파괴 인성과 비교한 열화가, 현저하게 억제되어 있다. 이로 인해, 각 부의 파괴 인성이 적절하게 균형잡힌 용접 조인트를 얻을 수 있다.

전자 빔 용접은, 간이한 설비로 달성할 수 있는 저진공도, 예를 들어 10Pa 이하의 감압하에서 행할 수 있다. 진공도의 하한은, 설비의 능력에도 의존하지만, 10^-2Pa이 바람직하다. 용접 조건은, 가속 전압 130 내지 180V, 빔 전류 100 내지 130mA, 용접 속도 100 내지 250mm/분의 범위 내에서, 장치의 성능이나 강재의 판 두께에 따라 결정한다. 예를 들어, 판 두께 80mm의 경우, 가속 전압 175V, 빔 전류 120mA 및 용접 속도 125mm/분 정도가 권장된다.

이어서, 본 발명의 강재의 제조 방법에 대하여 설명한다. 본 발명에 따른 방법에서는, 슬래브(강편) 등의 강재를 주조하는 주조 공정에 있어서 예를 들어 9℃/분 이상의 속도로 냉각함으로써, 상기 조대한 개재물 입자의 수량을 20개/mm² 이하로 제한할 수 있다. 동시에, 상기 미소한 Ti 질화물을 1×10³ 이상 확보할 수 있다. 강재(강편)의 제조 방법은, 공업적으로는 연속 주조법이 바람직하다. 연속 주조법에 의하면, 주조 후의 냉각 속도를 높여, 생성되는 산화물과 Ti 함유 질화물 등의 입자를 미세화할 수 있으므로, 인성 향상의 관점에서 연속 주조법이 바람직하다.

연속 주조에 있어서, 주조편의 냉각 속도를 9℃/분 이상으로 높이는 구체적인 수단으로는, 연속 주조기 내의 냉각대의 고압화 및 고수량화, 주형 두께의 감소화, 주조편 미응고층의 압하에 의한 슬래브 두께 감소 등을 들 수 있다. 이러한 수단을 사용한 경우, 주조편의 냉각 속도의 상한은, 일반적으로는 30℃/분 정도가 된다.

본 발명에 따른 방법에서는, 주조된 상기 성분 조성의 강재(강편)를 950 내지 1150℃로 가열한다. 가열 온도가 950℃ 미만이면 열간 압연시의 변형 저항이 커져, 생산성이 저하된다. 한편, 1150℃를 초과하여 가열하면, 강재(강편)의 Ti 질화물이 조대화하여, 강재(모재)나 열 영향부의 인성이 저하되는 경우가 있다.

강재(강편)를 950 내지 1150℃로 가열한 후, 필요한 강재의 강도나 인성을 얻기 위해서, 가공 열처리(TMCP: Thermo-Mechanical Controlled Processing)를 실시한다. 가공 열처리는, 강재의 강도 및 인성을 높이기 위해 유효하며, 예를 들어 (1) 제어 압연(CR: Controlled Rolling), (2) 제어 압연-가속 냉각(ACC: Accelerated Cooling), (3) 압연 후 직접 켄칭-템퍼링 처리(DQT: Direct Quenching and Tempering) 등의 방법이 있다. 본 발명에서는, 파괴 인성의 향상 면에서, (2) 제어 압연-가속 냉각 및 (3) 압연 후 직접 켄칭-템퍼링 처리가 바람직하다.

미 재결정 온도 영역(약 900℃ 이하)에서 행하는 제어 압연은, 강재의 조직을 미세화하여, 강도 및 인성의 향상에 유효하다. 본 발명에서는, 가공 페라이트의 생성을 방지하기 위해서, 제어 압연을, Ar₃ 변태점 이상의 온도에서 종료하는 것이 바람직하다.

특히, 제어 압연을 행하는 경우, 계속해서 가속 냉각을 행하면, 베이나이트나 마르텐사이트 등의 경질상이 생성하여, 강도가 향상된다. 강도 및 인성을 확보하기 위해서는, 가속 냉각의 정지 온도는 400 내지 600℃가 바람직하다. 압연 후의 직접 켄칭은 제어 압연의 온도 영역보다 고온의 온도 영역에서 열간 압연을 행한 후, 수냉 등에 의해 켄칭하는 방법이다. 이 방법에 의하면, 통상, 강도가 과잉으로 상승되므로, 템퍼링을 행하여 인성을 확보한다. 템퍼링 온도는 400 내지 650℃가 바람직하다.

실시예

이어서, 본 발명의 실시예에 대하여 설명하지만, 실시예에서의 조건은, 본 발명의 실시 가능성 및 효과를 확인하기 위하여 채용한 일 조건 예이며, 본 발명은 이 일 조건 예에 한정되는 것은 아니다. 본 발명은 본 발명의 요지를 일탈하지 않고, 본 발명의 목적을 달성하는 한에 있어서, 다양한 조건을 채용할 수 있는 것이다.

(실시예 1)

표 1 및 표 2에 나타내는 성분 조성의 강재를 사용하여, 표 3 및 표 4에 나타내는 조건에 의해 강재를 제조하였다. 강재로부터 시험편을 채취하여, 인장 시험 및 CTOD 시험을 행하고, 강재(모재)의 인장 강도 및 파괴 인성값을 측정하였다. 모재의 강도는, 판 두께 1/2부로부터 압연 방향을 길이 방향으로 해서 시험편을 채취하고, JIS Z 2241에 기초하여 측정하였다.

강재에 전자 빔 용접을 실시하여, I개선의 맞댐 용접 조인트를 제작하였다. 전자 빔 용접은, RPEBW법을 채용하여, 1mbar 정도의 진공하에서, 전압 175V, 전류 120mA, 용접 속도 125mm/분 정도의 조건에서 행하였다. 용접 비드 폭은 3.0 내지 5.5mm이다.

그리고, 용접 조인트로부터, (a) 판 두께 60mm 미만인 경우에는, t(판 두께)×2t의 치수의 시험편, (b) 판 두께 60mm 이상인 경우에는, t(판 두께)×t의 치수의 시험편을 각 6개 채취하였다. 시험편에, 노치로서 50% 피로 균열을, 용접 금속(WM)의 중앙, 융합부(FL) 및 강재(BM)의 각 위치에 도입하였다. 노치를 도입한 시험편을 도 6에 나타내었다.

또한, 전자 빔 용접에서는 열 영향부의 폭이 좁으므로, 용접 금속에 노치를 도입한 시험편을 사용하여, 열 영향부의 CTOD값 δ_HAZ를 측정하였다.

시험 온도 0℃에서, CTOD 시험을 실시하여 파괴 인성값(δc)을 구하였다. 또한, CTOD값이 1.0 이상으로 된 경우에는 연성 파괴된 것으로 간주하고, CTOD값을 1.0으로 해서 상기 계산을 행하였다. 각 노치 위치에서, 6개의 최저값을, 각각 파괴 인성값 δ_WM, δ_HAZ, δ_BM으로 하였다. 표 3 및 표 4에는, 용접 조인트의 용접 금속(WM)의 CTOD값 δ_WM, 열 영향부(HAZ)의 CTOD값 δ_HAZ, 및 강재(BM)의 CTOD값 δ_BM에 기초하는 δ_WM/δ_BM 및 δ_HAZ/δ_BM을 나타냈다.

강재의 개재물 입자의 개수는, 이하의 방법으로 측정하였다. 판 두께 방향의 중앙부의 단면 시료를 각 강재로부터 제작하여, 원 상당 직경이 1.0㎛ 이상인 개재물(조대한 개재물 입자)에 대해서는, FE-SEM(Field Emission Scanning Electron Microscope)을 사용해서 관찰하여, 그 입자 크기와 개수를 측정하였다. 원 상당 직경이 0.05㎛ 이상 0.5㎛ 미만인 Ti 질화물 입자(미소한 Ti 함유 질화물 입자)에 대해서는, 동일하게 판 두께 방향의 중앙으로부터 시료를 채취하고, SPEED법(Selective Potentiostatic Etching by Electrolyic Dissolution)으로 전해 연마한 시료로부터, 추출 레플리카 막을 제작하여 10000 내지 1000000배의 FE-TEM(Field Emission Transmission Electron Microscope)으로 관찰하였다. EDX법(Energy Dispersive X-ray Spectrometry)에 의해, 특성 X선으로부터 구해진 Ti의 중량비가 10% 이상인 개재물을 Ti 함유 개재물로 판정하였다. 이들의 결과로부터, Ti 함유 개재물의 크기와 개수를 측정하였다. 각 시료의 판 두께 중심부에 있어서 20 시야 이상의 관찰을 행하고, 단위 면적당의 개재물 입자(상기 미소한 Ti 함유 개재물 및 상기 조대한 개재물)의 개수의 평균값을 계산하였다.

공란은, 합금 원소를 의도적으로는 첨가하지 않는 것을 의미한다.

밑줄은, 본 발명의 범위 외 또는 바람직한 범위 외인 것을 의미한다.

가공 열처리란의 범례는, 이하와 같다.

CR: 제어 압연(강도·인성에 최적인 온도에서의 압연)

ACC: 가속 냉각(제어 압연 후에 400 내지 600℃의 온도 영역까지 수냉)

DQT: 압연 직후에 켄칭-템퍼링 처리

인성값(CTOD값)이 1.0mm 이상으로 된 경우에는, 강재가 연성 파괴된 것으로 간주하고, 인성값을 1.0mm로 해서 계산을 행하였다.

밑줄은, 비교예에 관한 강재 또는 수치가 바람직한 범위 외인 것을 의미한다.

가공 열처리란의 범례는, 이하와 같다.

CR: 제어 압연(강도·인성에 최적인 온도에서의 압연)

DQT: 압연 직후에 켄칭-템퍼링 처리

인성값(CTOD값)이 1.0mm 이상으로 된 경우에는, 강재가 연성 파괴된 것이라 간주하고, 인성값을 1.0mm로 해서 계산을 행하였다. δc의 목표값은 0.5mm 이상으로 하고, 0.5mm 이상을 합격이라 판정하였다.

표 1 및 표 3에 나타낸 바와 같이, 발명예의 강재 No.1 내지 31은, 성분 조성, CeEB, C/CeEB가, 모두 본 발명의 범위 내에 있고, 강재(BM), 열 영향부(HAZ) 및 용접 금속(WM)의 δc의 비, δ_HAZ/δ_BM 및 δ_WM/δ_BM은 충분한 값을 나타내고 있다.

이에 반해, 표 2 및 표 4에 나타낸 바와 같이, 강재 No.32는, C량이 적고, Mn량이 많고, 또한, CeEB가 높고, C/CeEB가 낮기 때문에, 열 영향부(HAZ)와 용접 금속(WM)의 CTOD값은 낮아, δ_HAZ/δ_BM과 δ_WM/δ_BM은 충분한 값을 나타내지 않고 있다.

강재 No.33은, C량이 많고, C/CeEB가 높기 때문에, 열 영향부(HAZ)와 용접 금속(WM)의 CTOD값이 낮아, δ_HAZ/δ_BM과 δWM/δ_BM의 값은 불충분하다. 강재 No.35는, Mn량이 적고, CeEB가 낮기 때문에, 강재(BM)의 강도가 낮고, 또한, 용접 금속(WM)의 켄칭성이 부족하여, 용접 금속(WM)의 CTOD값이 저하되어, δ_WM/δ_BM의 값은 불충분하다.

강재 No.34는, Si량이 많기 때문에, 취화 상의 생성이 많고, 열 영향부(HAZ)의 CTOD값이 낮아, δ_HAZ/δ_BM의 값이 불충분하다. 강재 No.36은, Mn량이 많고, CeEB가 높기 때문에, 열 영향부(HAZ)의 CTOD값이 낮아져, δ_HAZ/δ_BM의 값이 불충분하다.

강재 No.37 및 No.38은, 각각, P량 및 S량이 많기 때문에, 열 영향부(HAZ)와 용접 금속(WM)의 CTOD값이 낮아, δ_HAZ/δ_BM과 δ_WM/δ_BM의 값이 불충분하다. 강재 No.39 및 No.40은, 각각 Nb량 및 V량이 많기 때문에, 열 영향부(HAZ)와 용접 금속(WM)의 CTOD값이 낮아, δ_HAZ/δ_BM과 δ_WM/δ_BM의 값이 불충분하다.

강재 No.41은, Ti량이 적고, 강재 No.44는, N량이 적기 때문에, Ti 질화물의 생성이 불충분해져, 열 영향부(HAZ)와 용접 금속(WM)의 CTOD값이 낮아, δ_HAZ/δ_BM과 δ_WM/δ_BM의 값이 불충분하다.

강재 No.42는, Ti량이 많고, 강재 No.45는, N량이 많기 때문에, Ti 질화물이 조대해져, 열 영향부(HAZ)와 용접 금속(WM)의 CTOD값이 낮아, δ_HAZ/δ_BM과 δ_WM/δ_BM의 값이 불충분하다. 강재 No.43은, Al량이 많고, 강재 No.46은, O량이 많아, 파괴의 기점이 되는 산화물이 많기 때문에, 열 영향부(HAZ)와 용접 금속(WM)의 CTOD값이 낮아, δ_HAZ/δ_BM과 δ_WM/δ_BM의 값이 불충분하다.

강재 No.47 내지 No.50의 성분 조성은 본 발명의 범위 내이지만, 강재 No.47은, CeEB가 낮고, 강재 No.48은, C/CeEB가 낮기 때문에, 용접 금속(WM)의 켄칭성이 부족하여, CTOD값이 저하되어, δ_WM/δ_BM의 값이 불충분하다. 강재 No.49는, CeEB가 높고, 강재 No.50은, C/CeEB가 높기 때문에, 열 영향부(HAZ)의 CTOD값이 낮아, δ_HAZ/δ_BM의 값이 불충분하다. 강재 No.51은, Ca량이 많아, 파괴의 기점이 되는 조대한 산화물이 많기 때문에, 열 영향부(HAZ)의 CTOD값이 낮아, δ_HAZ/δ_BM의 값이 불충분하다.

[산업상의 이용 가능성]

본 발명에 따르면, 항복 강도 355MPa급의 강재의 전자 빔 용접 조인트의 용접 금속 및 열 영향부에 있어서, 강재(모재)의 파괴 인성에 비교하여 파괴 인성의 열화가 적으므로, 각 부의 파괴 인성이 고도로 균형잡힌 전자 빔 용접 조인트와, 이 용접 조인트를 형성할 수 있다. 따라서, 본 발명은 대형 강 구조물 건설 산업에 있어서 이용 가능성이 높은 것이다. 또한, 개재물 입자의 입경 및 수량이 적절하게 조절되어 있으므로, 양호한 파괴 인성을 갖는다. 이로 인해, 해상 풍력 발전용 철탑의 기초 부분의 건설에 적합한 강재를 저렴하게 제공할 수 있다.

Claims

강판이 전자 빔으로 용접된 전자 빔 용접 조인트이며, 상기 강판의 조성이, 질량%로,
C: 0.02% 내지 0.06%,
Si: 0.03% 내지 0.30%,
Mn: 1.5% 내지 2.5%,
Ti: 0.005 내지 0.015%,
N: 0.0020 내지 0.0060%,
Al: 0.004% 초과 0.05% 이하,
Nb: 0% 내지 0.012%,
V: 0% 내지 0.030%,
Cr: 0% 내지 0.50%,
Mo: 0% 내지 0.50%,
Cu: 0% 내지 0.25%,
Ni: 0% 내지 0.50%,
B: 0% 내지 0.0030% 및
Ca: 0% 내지 0.0050%를 함유하고,
P: 0.015% 이하로 제한하고,
S: 0.010% 이하로 제한하고,
O: 0.0035% 이하로 제한하고,
잔량부가 철 및 불가피적 불순물로 이루어지고,
상기 강판의 조성을 하기의 식 1에 대입하여 구해지는 지표값 CeEB가 0.49% 내지 0.60%이고,
상기 강판의 상기 지표값 CeEB에 대한 질량%로 나타낸 상기 강판의 C량의 비인 C/CeEB가 0.04 내지 0.18이며,
상기 강판의 판 두께 방향을 따른 단면의 판 두께 중심부에 있어서, 원 상당 직경이 1.0㎛ 이상인 개재물 입자의 수가 20개/mm² 이하이고,
상기 판 두께 중심부에 있어서, Ti를 10% 이상 함유하는 원 상당 직경이 0.05㎛ 이상 0.5㎛ 미만인 Ti 함유 질화물 입자의 수가 1×10³개/mm² 이상인 것을 특징으로 하는 전자 빔 용접 조인트.
전자 빔 용접 켄칭성 지표 CeEB=C+(9/40)Mn+(1/15)Cu+(1/15)Ni+(1/5)Cr+(1/5)Mo+(1/5)V … (식 1)
여기서, C, Mn, Cu, Ni, Cr, Mo 및 V는, 각각 소정의 강판의 조성 중의 각 원소의 질량%.
제1항에 있어서,
상기 강판의 두께가 45 내지 150mm인 것을 특징으로 하는, 전자 빔 용접 조인트.
제1항 또는 제2항에 있어서,
용접 금속의 CTOD값을 δ_WM, 용접 열 영향부의 CTOD값을 δ_HAZ 및 상기 강판의 CTOD값을 δ_BM이라 정의하면, δ_WM, δ_HAZ 및 δ_BM이 하기의 식 2 및 식 3을 만족하는 것을 특징으로 하는, 전자 빔 용접 조인트.
0.15≤δ_WM/δ_BM≤1.1 … (식 2)
0.15≤δ_HAZ/δ_BM≤1.1 … (식 3)
전자 빔 용접 조인트용의 강판이며, 상기 강판의 조성이, 질량%로,
C: 0.02% 내지 0.06%,
Si: 0.03% 내지 0.30%,
Mn: 1.5% 내지 2.5%,
Ti: 0.005% 내지 0.015%,
N: 0.0020% 내지 0.0060%,
Al: 0.004% 초과 0.05% 이하,
Nb: 0% 내지 0.012%,
V: 0% 내지 0.030%,
Cr: 0% 내지 0.50%,
Mo: 0% 내지 0.50%,
Cu: 0% 내지 0.25%,
Ni: 0% 내지 0.50%,
B: 0% 내지 0.0030% 및
Ca: 0% 내지 0.0050%를 함유하고,
P: 0.015% 이하로 제한하고,
S: 0.010% 이하로 제한하고,
O: 0.0035% 이하로 제한하고,
잔량부가 철 및 불가피적 불순물로 이루어지고,
상기 강판의 조성을 하기의 식 1에 대입하여 구해지는 지표값 CeEB가 0.49% 내지 0.60%이고,
상기 강판의 상기 지표값 CeEB에 대한 질량%로 나타낸 상기 강판의 C량의 비인 C/CeEB가 0.04 내지 0.18이며,
상기 강판의 판 두께 방향을 따른 단면의 판 두께 중심부에 있어서, 원 상당 직경이 1.0㎛ 이상인 개재물 입자의 수가 20개/mm² 이하이고,
상기 판 두께 중심부에 있어서, Ti를 10% 이상 함유하는 원 상당 직경이 0.05㎛ 이상 0.5㎛ 미만인 Ti 함유 질화물 입자의 수가 1×10³개/mm² 이상인 것을 특징으로 하는, 전자 빔 용접 조인트용 강판.
전자 빔 용접 켄칭성 지표 CeEB=C+(9/40)Mn+(1/15)Cu+(1/15)Ni+(1/5)Cr+(1/5)Mo+(1/5)V … (식 1)
여기서, C, Mn, Cu, Ni, Cr, Mo 및 V는, 각각 소정의 강판의 조성 중의 각 원소의 질량%.
제4항에 있어서,
상기 강판의 두께가 45 내지 150mm인 것을 특징으로 하는, 전자 빔 용접 조인트용 강판.
제4항 또는 제5항에 기재된 전자 빔 용접 조인트용 강판의 제조 방법이며,
상기 강판을 주조할 때, 상기 강판을, 1300 내지 1100℃의 온도 영역에서의 냉각 속도가 9℃/분 이상이 되도록 냉각하는 공정과,
상기 주조 공정 후, 상기 강판을, 950 내지 1150℃로 가열하고, 그 후, 가공 열처리를 실시하는 공정,
을 갖는 것을 특징으로 하는 전자 빔 용접 조인트용 강판의 제조 방법.
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