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문제 정의
- 따라서 본 연구에서는 압력용기용 강판으로 주로 사용되고 있는 1.25Cr-0.5Mo강을 대상으로 하여 대입 열 용접방법인 서브머지드 아크 용접의 적용 시 용접 입열량 변화 및 용접후열처리(PMHT) 냉각속도의 변화에 따른 용접이음부의 기계적 성질 및 미세조직 특성을 검토하여 최적 용접조건을 선정함으로써 실제 현장에서 적용 가능한 대입열 용접조건을 제시하고자 한다.
제안 방법
- 또한 용접후 열처리의 영향을 평가하기 위해 용접후열처리를 수행하지 않은 용접부에 대해서도 인장시험이 수행되었다. 경도는 표면으로부터 약 2mm 지점에서 용접부를 가로질러 vickers hardness를 측정하였다. 충격시험은 ASME Code Section Ⅱ, Part A, SA-370에 따라 Charpy V-notch 시험편을 가공하였다.
- As-welded 상태에서의 인장강도는 용접후열처리를 수행하였을 때 보다 높게 나타났으며, 이는 PWHT에 의한 템퍼링 효과로 판단된다. 그러나 후열처리 냉각속도에 따라서는 뚜렷한 차이를 보이지 않았다 또한 모재에서 파단 되었을지라도 15.2kJ/cm 의 용접 입열량에서 가장 낮은 인장강도를 보임에 따라 모재의 미세조직을 관찰하였다. Fig.
- 충격시험은 ASME Code Section Ⅱ, Part A, SA-370에 따라 Charpy V-notch 시험편을 가공하였다. 노치는 용착금속과 열영향부에서 각각 가공하여 시험온도에 따른 충격 흡수에너지(joule)와 연성파면율(%)을 측정하였고 시험온도에 따른 연성파면율로부터 파면천이온도를 tangential hyperbolic function에 의해 결정하였다.
- 미세조직은 2% 나이탈 용액을 사용하여 에칭을 실시한 후 용접부의 각 조직에서 관찰되었다. 인장 시험은 25.
- 5Mo 강판으로서 두께는 38mm이며, 900℃에서 38분 동안 normalizing 열처리가 수행되었다. 용접 이음부는 용접 변형을 최소화하기 위해 그루브 홈의 깊이의 비를 6:4로 한 X형 그루브를 가공하였다. 초층 용접은 SMAW로 120〜160 암페어, 24〜26 볼트로 실시하였으며, 나머지 층은 직경 4.
- 용접이 완료된 후 용접 비드에 수직 방향으로 시료를 절단하여 미세조직, 인장, 경도 그리고 충격 시험을 수행하였다. 미세조직은 2% 나이탈 용액을 사용하여 에칭을 실시한 후 용접부의 각 조직에서 관찰되었다.
- 용접속도는 30〜46cm/min. 이었으며, 층간 온도는 최대 232℃ 이내에서 실시하였고 용접 후 용접부의 확산성 수소량을 감소시켜 균열방지를 위해 350℃에서 3 시간 동안 후열 (post-heating) 을 실시하였다.
- 용접 이음부는 용접 변형을 최소화하기 위해 그루브 홈의 깊이의 비를 6:4로 한 X형 그루브를 가공하였다. 초층 용접은 SMAW로 120〜160 암페어, 24〜26 볼트로 실시하였으며, 나머지 층은 직경 4.0mm의 플럭스 안에서 AWS Class F8P0- EB2-B2 solid wire를 송급하여 아크를 발생시키는 SAW을 500-700 암페어, 30-35 볼트에서 실시하였다. 용접속도는 30〜46cm/min.
대상 데이터
- 본 실험에 사용된 재료는 압력용기용 강재인 ASME SA-387 Gr.ll Cl.2의 1.25Cr-0.5Mo 강판으로서 두께는 38mm이며, 900℃에서 38분 동안 normalizing 열처리가 수행되었다. 용접 이음부는 용접 변형을 최소화하기 위해 그루브 홈의 깊이의 비를 6:4로 한 X형 그루브를 가공하였다.
- 미세조직은 2% 나이탈 용액을 사용하여 에칭을 실시한 후 용접부의 각 조직에서 관찰되었다. 인장 시험은 25.4 x 25.4 x 20mm의 표점거리 내에 모재, 열영향부, 용착금속이 포함되는 cross-weld 시험편을 제작하여 상온에서 수행되었다. 또한 용접후 열처리의 영향을 평가하기 위해 용접후열처리를 수행하지 않은 용접부에 대해서도 인장시험이 수행되었다.
이론/모형
- 경도는 표면으로부터 약 2mm 지점에서 용접부를 가로질러 vickers hardness를 측정하였다. 충격시험은 ASME Code Section Ⅱ, Part A, SA-370에 따라 Charpy V-notch 시험편을 가공하였다. 노치는 용착금속과 열영향부에서 각각 가공하여 시험온도에 따른 충격 흡수에너지(joule)와 연성파면율(%)을 측정하였고 시험온도에 따른 연성파면율로부터 파면천이온도를 tangential hyperbolic function에 의해 결정하였다.
성능/효과
- 1) 용접 입열량이 30.9kJ/cm 까지 증가함에 따라 미세조직 및 충격인성의 변화는 거의 없으나, 44.8kJ/cm의 입열량에서는 조대 열영향부의 결정립 조대화와 용착금속의 베이나이트 결정입계에 페라이트가 형성됨으로써 충격인성을 저하시켰다.
- 2) 용접후열처리 냉각속도에 따라 미세조직적 변화는 관찰되지 않았으며, 이로 인한 인장강도, 경도, 충격 인성의 변화는 미미한 것으로 판단된다.
- 3) 본 연구에 적용된 용접 입열량과 후열처리 냉각속도의 범위에서는 인장, 충격이 규격 요구치를 상회하는 만족스러운 결과를 얻을 수 있었다. 그렇지만 용접 능률을 향상시키기 위한 대입열 용접을 위해서는 30.
- 결과를 얻을 수 있었다. 그렇지만 용접 능률을 향상시키기 위한 대입열 용접을 위해서는 30.9kJ/cm 의 용접 입열량이 최적의 용접조건임을 확인하였다.
- 용착금속의 경도가 열영향부 보다 낮은 것은 wire에 포함된 탄소함량이 낮았기 때문으로 사료된다. 또한 용접인자와의 관계를 살펴보면, 먼저 용접 입열량의 증가에 따라 열영향부 및 용착금속의 경도는 감소하고 있음을 보여준다. 입열량의 증가로 인하여 경도에 영향을 미치는 최고온도는 입열량과 관계가 없기 때문에 경도의 차이는 용접 입열 후 냉각속도의 차이에 의한 것으로 사료된다.
- 5는 각 용접입열에서 용접후열처리 냉각속도에 따른 인장강도의 변화를 보여준다. 시험된 모든 용접조건에서 파단은 모재 영역에서 파단되었으며, ASME 코드의 모재 최소 요구치(517.1MPa)를 상회함으로써 설계 강도 요구치를 만족함을 확인하였다. As-welded 상태에서의 인장강도는 용접후열처리를 수행하였을 때 보다 높게 나타났으며, 이는 PWHT에 의한 템퍼링 효과로 판단된다.
- 7은 용접부에서 측정된 경도의 분포를 보여준다. 열영향부의 경도는 용융선 부근에서 가장 높은 값을 보이고 모재 측으로 갈수록 저하한 반면, 용착 금속은 열영향부 보다 낮은 경도 값을 보였으며 모재에서 가장 낮은 경도 값을 보였다. 용착금속의 경도가 열영향부 보다 낮은 것은 wire에 포함된 탄소함량이 낮았기 때문으로 사료된다.
- 4에서 확인한 바와 같이 냉각속도가 느려 입계 페라이트의 형성이 이루어짐으로써 경도의 저하를 유발한 것으로 판단된다. 입열량 44.8kJ/cm와 184℃/hr의 용접후열처리 냉각속도에서 용접된 시편의 루트부에서 측정된 경도 값이 표면에서 5mm 떨어진 위치의 경도보다 낮은 이유도 다층 용접 시 용접부 표면층에서의 용접 후 냉각속도가 축적된 열 사이클의 영향을 받는 용접 루트부 보다 빨랐음을 입증해준다. 모재의 경우 용접변수와 관련이 없음에도 불구하고 30.
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