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조선용 항복강도 390MPa급 고장력 TMCP 후판의 재현 열영향부 충격인성에 미치는 용접 입열량의 영향

Effect of Welding Heat Input on the Simulated Heat-Affected-Zone Toughness for Yield Strength 390MPa Class TMCP Steel Plate

Article information

J Weld Join. 2024;42(3):292-297
Publication date (electronic) : 2024 June 30
doi : https://doi.org/10.5781/JWJ.2024.42.3.7
심호섭*orcid_icon, 김기혁*orcid_icon, 성준호*orcid_icon, 하려선**orcid_icon, 임경택**orcid_icon, 김도형***orcid_icon, 홍현욱***,orcid_icon
* 동국제강 특수강사업팀
* Special Steel Business Team, Dongkuk Steel Mill Co., Ltd. Dangjin, 31719, Korea
** 삼성중공업 품질경영팀 & 기술연수원
** Quality Management Team & Technique Training Center, Samsung Heavy Industry Co., Ltd., Geoje, 53261, Korea
*** 창원대학교 신소재공학부
*** Department of Materials Science and Engineering, Changwon National University, Changwon, 51140, Korea
†Corresponding author: huhong@changwon.ac.kr
Received 2024 May 12; Revised 2024 June 5; Accepted 2024 June 13.

Abstract

In this study, the influence of heat input on the microstructure and toughness of the simulated heat-affected zone (HAZ) of YP390 MPa grade steel with a thickness of 80 mm was investigated. The weld coarse-grained HAZ was simulated using a Gleeble 3500 simulator, with heat input levels ranging from 30 to 650 kJ/cm. Following the HAZ simulation test, the microstructures and Charpy impact properties were examined. For heat inputs ranging from 30 to 50 kJ/cm, the microstructure consisted of bainitic ferrite/acicular ferrite, resulting in an impact toughness exceeding 200 J at -20 °C. Conversely, in the higher heat input range of 130 to 650 kJ/cm, the simulated HAZ exhibited a lower impact toughness value due to the formation of coarse grain boundary ferrite. A high proportion of acicular ferrite with minimal grain growth was found to be the key metallurgical factor contributing to the improvement of impact toughness.

1. 서 론

근래 조선 산업분야는 수송효율의 향상을 위해 선박의 대형화가 이루어져 왔으며, 선박의 대형화에 따른 고강도 극후물재의 설계/적용과 더불어 입열량이 높은 용접방법이 적용되고 있다. 이와 관련하여 선체 구조용 고장력 후판도 양산공급 이전인 개발과정에서 다양한 입열량으로 용접성 평가가 진행된다. 특히 선급용 후판은 KR, BV, DNV, RINA, ABS, LR, NK 등 선급기관의 사용인증을 위한 평가로 FCAW (Flux Cored Arc Welding), SAW (Submerged Arc Welding) (입열량 약 10~50 kJ/cm 범위) 용접성 인증을 우선적으로 거치고 있고 필요 시 사용자간 추가적인 용접성 평가가 진행된다1-3).

추가적인 용접성 평가는 선박 제조사별로 다양한데 TMCP (Thermo-Mechanical Control Process) 선급 후물재의 경우 용접 생산성 향상이 고려되어 입열량 350 kJ/cm 수준의 FCAW와 EGW (Electro Gas Welding) 복합시공 방법부터 650 kJ/cm 수준의 초대입열 Tandem EGW 용접방법까지 사용되기 때문에 후판개발 단계에서도 입열량이 높은 조건을 포함해 Fig. 1에서 도식화한 다양한 입열량 조건을 고려한 용접성 검토가 필요하다.

Fig. 1

Various groove joints and welding processes for the welds evaluation of EH40 TMCP plate with 80 mm thickness

후판의 용접부 인성을 검토하기 위해서는 실용접을 통해 각각의 입열량으로 용접한 후 용접금속 및 열영향부에 대한 시험평가 및 분석과 고찰을 실시하는 방법이 가장 정확하지만 후판을 개발하는 과정에서 다양한 입열량으로 상당수의 용접평가를 실시하는 것은 비용 측면에서 효과적이지 못하고 신속하게 파악하기 어렵다.

따라서 본 연구에서는 대형 컨테이너 선박에 많이 사용되고 있는 선급 EH40 후판 중에서 80 mm 두께의 후물재를 준비하여 다양한 범위의 입열량으로 재현 용접 열영향부를 모사하여 충격인성에 미치는 용접 입열량의 영향을 검토하였고 실용접에 의한 특성평가 결과와 비교하는 방법으로 재현 열영향부 모사실험 결과에 대한 신뢰성을 검증하고자 하였다.

2. 실험 방법

2.1 모재의 화학성분 및 기계적 특성

본 실험에 사용된 모재는 TMCP 공정으로 제조한 80 mm 두께의 EH40 후판 강재로, 화학조성은 Table 1과 같다. 모재의 기계적 성질과 미세조직은 Table 2 및 Fig. 2에 각각 나타내었다. 기지조직은 미세한 침상 페라이트(Acicular Ferrite) 조직이 관찰된다.

Chemical compositions of the investigated plate (mass%)

Fig. 2

Microstructure of EH40 plate (taken from t/4 position)

Mechanical properties of EH40 plate

2.2 용접 열영향부 재현시험 조건

시험편은 모재의 1/4(t) 부분에서 11 × 11 × 65 mm 크기 사각바 형태로 4개씩 가공하여 중앙부 표면에 저항용접으로 열전대를 융착시켜 접지한 후 열영향부 모사실험을 수행하였다. 3개의 시험편은 충격시편, 나머지 1개의 시험편은 조직관찰 및 경도시편으로 활용하였다.

입열량에 따른 조립 열영향부 (CGHAZ, Coarse grained Heat-Affected-Zone)를 재현하기 위해서 Gleeble 3500 장비를 사용하였다. 최고 가열온도는 용접부에서 가장 취약한 충격인성을 보이는 영역으로 알려진 CGHAZ (용융선으로부터 0.5 mm 위치)를 재현하기 위하여 1,350 °C까지 가열하여 50초 유지한 후 냉각하였다. 50 kJ/cm 조건의 경우 800 °C까지 냉각시간이 50초 였으나 650 kJ/cm 조건의 경우 650초로 현저하게 증가하였다.

Rosenthal 수식을 이용하여 재현실험에 적용된 800 °C에서 500 °C로의 냉각 소요시간 (T8/5)은 19~560초로 변화시키고 용접 입열량 기준 30~650 kJ/cm에서의 냉각속도와 각각 상응하도록 모사한 실적을 Table 3에 요약하였다.

Conditions of weld thermal cycle calculated by rosenthal equation

2.3 실제 용접시험 조건 비교 검증

재현 열영향부와 실용접 열영향부를 비교하기 위해서 SAW 및 FCAW+EGW 복합용접을 실시하였다. 사용된 용접조건은 Table 4에 나타내었다. Fig. 3과 같이 다층 SAW는 Double-Bevel, 다층 FCAW와 Single EGW 복합용접은 Double-Vee 조건으로 용접을 하였으며 측정된 용접 입열량은 각각 50 kJ/cm, 35 kJ/cm, 374 kJ/cm 이다.

Welding conditions

Fig. 3

Macrostructures of (a) SAW and (b) FCAW+ EGW joints

용접된 판재로부터 두께 1/4(t) 위치에서 충격시편, 경도 및 조직관찰용 시편을 채취하여 재현 열영향부와 모재의 용접 열영향부를 비교하였다.

2.4 미세조직 관찰 및 기계적 특성 평가

후판 모재 및 용접 열영향부의 매크로 및 마이크로 조직을 관찰하기 위해 시험편을 연마 및 정마한 후 3% Nital 에칭액으로 서서히 부식시켰고 광학 현미경을 이용하여 관찰하였다. 열영향부의 M-A (Martensite- Austenite Constituents) 상을 분석하기 위해 전해 에칭(5g Picric Acid + 25g NaOH + 100ml Distilled Water) 하여 광학현미경으로 관찰하였다. 이들 사진으로부터 각 상의 분율을 Image Analyzer를 이용하여 측정하였다.

용접부 충격시험의 경우 샤르피 충격(Charpy V-Notch) 시편을 ASTM E23 표준과 같이 10 × 10 × 55 mm 크기로 가공하여 제작한 후 -20 °C에서 3회씩 시험하여 평균값을 도출하였다4).

경도시험은 비커스 경도기를 이용하여 10 kg 하중으로 하중 유지시간 15초 조건으로 5회 측정한 후 평균값을 구했다.

3. 결과 및 고찰

3.1 입열량에 따른 경도 및 충격인성

Fig. 4는 재현 열영향부와 실제 용접 열영향부의 적용 입열량 변화에 따른 경도의 분포를 나타낸 것이다. 재현 열영향부의 경우 30 kJ/cm 조건에서 205 Hv 수준의 높은 경도가 나타나고, 650 kJ/cm 조건에서는 175 Hv 수준의 가장 낮은 경도를 보인다. 입열량이 증가함에 따라 경도는 감소하는 경향을 보이고 있는데, 이것은 입열량에 따른 냉각속도의 차이에 따라 기지조직의 변화가 주요인으로 판단된다. 즉, 입열량이 높아질수록 결정립이 조대해지고 냉각속도 저하로 인하여 저온변태조직 분율이 감소하고, soft한 페라이트 분율이 증가하여 경도값이 낮게 나타나는 것으로 보인다.

Fig. 4

Vickers hardness with welding heat input

입열량에 따른 경도값은 실용접부나 재현열영향부 모두 동일하게 감소하는 경향을 보이지만, 실용접 열영향부가 재현 열영향부 보다는 다소 높은 경도를 나타내고 있다. 이는 실제 용접시 판두께에 따른 냉각속도가 계산식보다 빠르기 때문인 것으로 판단된다.

Fig. 5는 입열량에 따른 열영향부의 충격인성변화를 보여주고 있다. 약 50 kJ/cm 조건에서 재현 및 용접 열영향부의 충격인성은 각각 430 J, 280 J로 가장 높았고 100 kJ/cm 이상의 입열량에서는 충격인성이 150 J 이하로 감소하는 경향을 보이고 있다. 50 kJ/cm 입열량에서 재현 및 용접 열영향부의 충격인성이 가장 높게 나타나는 것은 침상 페라이트 분율이 가장 높게 관찰된 것과 관계가 있으며 이에 대한 결과는 3.2절에 나타내었다.

Fig. 5

CVN absorbed energy at -20°C with heat input

입열량이 가장 높은 650 kJ/cm 조건에서는 상대적으로 낮은 100 J 수준의 충격인성을 보이지만 선급 후판에 요구되는 34 J 대비 3배수준 높다. 충격인성의 차이가 다소 있지만 재현 열영향부와 용접 열영향부 모두 입열량이 증가함에 따라 충격인성이 감소하는 유사한 현상을 보인다.

3.2 입열량에 따른 미세조직

열영향부에서 형성되는 미세조직은 모재의 화학성분, 구오스테나이트 결정립 크기 및 냉각속도, 입열량 등에 의해 영향을 받는다5-11). 본 연구에서는 모재의 성분이 동일하고 가열조건이 동일하므로 성분 및 오스테나이트 크기의 영향은 배제하고 입열량에 따른 미세조직을 고찰하였다.

Fig. 6은 입열량에 따른 재현 열영향부의 미세조직이다. 상대적으로 입열량이 낮은 30~50 kJ/cm의 조건에서는 베이나이틱 페라이트 (Bainitic Ferrite, BF)와 침상 페라이트(Acicular Ferrite, AF)가 관찰되었다. 130 kJ/cm 이상의 입열량 조건에서는 입계 페라이트 (Grain Boundary Ferrite, GBF)가 형성되기 시작하였으며 입열량이 증가함에 따라 입계 페라이트의 분율이 증가하였다. 입열량이 가장 높은 650 kJ/cm의 경우 입계 페라이트의 분율은 약 50% 정도로 증가하였으며 크기도 가장 크게 성장한다. 또한 느린 냉각속도로 인하여 일부 펄라이트 (Pearlite, P)도 관찰된다.

Fig. 6

Microstructures of simulated CGHAZ with heat input (a) 30 kJ/cm, (b) 50 kJ/cm, (c) 130 kJ/cm, (d) 200 kJ/cm, (e) 350 kJ/cm, and (f) 650 kJ/cm

입열량에 따른 각각의 미세조직의 분율은 현미경 영상분석 장치 (Image Analyzer)를 이용하여 측정한 결과를 Fig. 7에 나타내었다.

Fig. 7

Volume fraction of simulated CGHAZ with heat input

일반적으로 저입열 용접조건에서는 마르텐사이트(Martensite) 및 상부베이나이트 (Upper Bainite) 등 빠른 냉각속도 조건에서 생성되는 기지조직으로 인하여 충격인성이 감소하고, 느린 냉각속도인 대입열 용접 조건에서는 조대한 입계 페라이트가 열영향부에 발달해 충격인성을 감소시키는 요인으로 알려져 있다,12-13).

본 연구에서는 30~50 kJ/cm의 입열조건에서 주로 베이나이틱 페라이트와 침상 페라이트가 형성되며 베이나이트와 마르텐사이트의 복합 조직, 혹은 마르텐사이트 기지조직은 형성되지 않았다. 반면에 130 kJ/cm 이상의 입열에서는 구오스테나이트 입계에서 생성되는 페라이트가 입열량이 증가함에 따라 분율 및 크기도 증가한다12).

Fig. 5의 충격인성 시험결과와 함께 고찰하면, 100 kJ/cm 이하의 입열량 적용조건에서는 200 J 이상의 높은 충격인성을 나타내고 있지만 입열량이 현저하게 증가함에 따라 충격인성은 100 J 정도로 감소된다. 즉 베이나이틱 페라이트와 침상 페라이트로 구성된 조직의 충격인성은 입계 페라이트가 포함된 조직보다 충격인성이 우수하다. 용접 열영향부가 높은 충격인성을 얻기 위해서는 침상 페라이트가 고분율이 되어야 하며 다시 말하면 입계 페라이트의 조직분율이 낮아야 한다. Fig. 8(a) ~ (c)는 실용접부의 CGHAZ 조직이며, (d)는 30 kJ/cm 입열량을 모사한 CGHAZ의 M-A 상을 관찰한 것이다. Fig. 6의 재현 열영향부와 비교 시 각각의 유사한 용접 입열량 조건에서 미세조직이 유사하게 관찰된다. Fig. 8(d)는 30 kJ/cm 입열량을 모사한 재현 열영향부에 형성된 M-A constituent를 광학현미경으로 관찰한 것이다. 각각의 입열량 조건에서 생성된 M-A constituents의 분율을 정량적으로 측정하여 Fig. 9에 나타내었다. 용접 입열량이 증가할수록 M-A constituents 분율은 감소하는 경향을 보이며, 검토된 입열량 조건에서 모두 1% 미만으로 관찰된다. 용접 열영향부에 생성된 M-A constituents는 취성파괴의 기점으로 작용할 뿐만 아니라 생성 분율이 높을수록 파괴인성이 저하되는 것으로 알려져 있으며, M-A constituents의 크기와 분포, 분율은 강도 등에도 영향을 주는 것으로 보고되지만 본 연구결과에서는 재현 열영향부에 관찰되는 M-A constituents 분율은 1% 미만이며 충격인성에는 미미한 영향을 미칠 것으로 판단된다14-16).

Fig. 8

Microstructures of weld CGHAZ with heat input of (a) 35 kJ/cm, (b) 50 kJ/cm, (c) 374 kJ/cm. (d) M-A constituent can be seen in a simulated CGHAZ of 30 kJ/cm heat input

Fig. 9

Volume fraction of M-A constituent in CGHAZ simulated with the different heat inputs

4. 결 론

TMCP 공정으로 제조한 80 mm 두께의 EH40 후판을 이용하여, 용접 입열량에 따른 재현 열영향부 및 용접 열영향부의 미세조직을 분석하고, 미세조직 변화에 따른 충격인성의 변화를 비교한 결과 다음과 같은 결론을 얻었다.

  • 1) 650 kJ/cm의 One Pass, One Pole 초대입열 Tandem EGW 용접시공을 고려하여 두께 80 mm EH40 소재의 CGHAZ를 재현한 결과 약 100 J 수준의 양호한 충격인성을 보이며 실용접 후 시험평가된 결과도 유사하다.

  • 2) 30~50 kJ/cm 용접 입열량에서 미세조직은 베이나이틱 페라이트와 침상 페라이트가 복합적으로 관찰된다. 130 kJ/cm 이상의 비교적 대입열 용접조건에서는 입계 페라이트가 발달되고 입열량 증가에 따라 분율 및 크기가 증가한다.

  • 3) 재현 열영향부의 경우 50 kJ/cm 조건에서 가장 우수한 충격인성을 보이고 입열량이 더 증가할수록 충격인성은 감소한다.

  • 4) 용접 입열량에 따른 재현 열영향부의 M-A상 분율을 검토한 결과, 전체적으로 1% 미만으로 관찰된다. 탄소량이 높지 않은 항복강도 390 MPa급 조선용 TMCP 후판 용접 열영향부의 충격인성 확보를 위해서는 미세한 입내 페라이트 부피분율과 GBF 조직의 크기를 조장하는 구오스테나이트 입경의 제어가 중요한 인자로 판단된다.

References

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Article information Continued

Fig. 1

Various groove joints and welding processes for the welds evaluation of EH40 TMCP plate with 80 mm thickness

Table 1

Chemical compositions of the investigated plate (mass%)

C Si Mn Others* Ceq** Pcm***
0.08 0.29 1.48 Ti, Nb etc. 0.34 0.16
*

Micro alloy element (%) : Nb+Ti+Al≤0.05%

**

Ceq = C+Mn/6+(Cr+Mo+V)/5+(Cu+Ni)/15

***

Pcm = C+Si/30+Mn/20+Cu/20+Ni/60+Cr/20+Mo/15 +V/10+5B

Table 2

Mechanical properties of EH40 plate

Results YS (MPa) TS (MPa) El (%) vE-40 (J)
440 549 28 389
Spec. 390≤ 510-650 20≤ 55≤

Tensile test specimen : T-direction, 1/4(t) CVN impact test specimen : L-direction YS : Yield strength, TS: Tensile strength El : Elongation, vE: CVN impact absorbed energy

Fig. 2

Microstructure of EH40 plate (taken from t/4 position)

Table 3

Conditions of weld thermal cycle calculated by rosenthal equation

Welding T8/5 (sec) Cooling rate (°C/s) Heat input (kJ/cm)
SAW 31 9.6 50
SAW (FGB*) 68 4.3 130
FCAW 19 15.5 30
EGW (Single) 99 3.0 200
210 1.4 350
EGW (Tandem) 560 0.5 650
*

FGB(Flexible Glass Fiber Backing)

Table 4

Welding conditions

Welding Current (A) Voltage (V) Speed (cm/min) Heat input (kJ/cm)
SAW 600 27 19 50
FCAW 390 36 24 35
EGW 390 40 2.5 374

Fig. 3

Macrostructures of (a) SAW and (b) FCAW+ EGW joints

Fig. 4

Vickers hardness with welding heat input

Fig. 5

CVN absorbed energy at -20°C with heat input

Fig. 6

Microstructures of simulated CGHAZ with heat input (a) 30 kJ/cm, (b) 50 kJ/cm, (c) 130 kJ/cm, (d) 200 kJ/cm, (e) 350 kJ/cm, and (f) 650 kJ/cm

Fig. 7

Volume fraction of simulated CGHAZ with heat input

Fig. 8

Microstructures of weld CGHAZ with heat input of (a) 35 kJ/cm, (b) 50 kJ/cm, (c) 374 kJ/cm. (d) M-A constituent can be seen in a simulated CGHAZ of 30 kJ/cm heat input

Fig. 9

Volume fraction of M-A constituent in CGHAZ simulated with the different heat inputs