Warning: fopen(/home/virtual/kwjs/journal/upload/ip_log/ip_log_2023-02.txt): failed to open stream: Permission denied in /home/virtual/lib/view_data.php on line 88 Warning: fwrite() expects parameter 1 to be resource, boolean given in /home/virtual/lib/view_data.php on line 89 레이저 용접에 따른 고망간강의 기화 모델링 및 검증

레이저 용접에 따른 고망간강의 기화 모델링 및 검증

Vaporization Modeling and Experimental Verification During Laser Beam Welding for 24Mn Steel

Article information

J Weld Join. 2022;40(6):457-463
Publication date (electronic) : 2022 December 30
doi : https://doi.org/10.5781/JWJ.2022.40.6.1
최명환*orcid_icon, 조대원**orcid_icon, 강남현*,orcid_icon
* 부산대학교 재료공학과
* Department of Materials Science and Engineering, Pusan National University, Busan, 46241, Korea
** 한국기계연구원 부산기계기술센터
** Busan Machinery Research Center, Korea Institute of Machinery and Materials, Busan, 46744, Korea
†Corresponding author: nhkang@pusan.ac.kr
Received 2022 November 24; Revised 2022 December 11; Accepted 2022 December 16.

Abstract

Vaporization modeling and experimental verification of the alloying elements that occurred during laser beam welding (LBW) of high-manganese steel were conducted. LBW using a disk laser and bead-on-plate testing was performed. Through modeling calculations at temperatures higher than 2800 K, the vapor pressure of Mn was found to be significantly larger than that of the other alloying elements. Furthermore, the vaporization flux of Mn was at least 10 times larger than that of the other alloying elements. The composition of the laser weldment was confirmed through electron probe microanalysis (EPMA), and a 1.8-wt% Mn reduction was observed in the laser weldment compared with the base metal composition. The composition of the other alloying elements, such as Fe, Cr, Si, and C, in the laser weldment was similar to that in the base metal.

1. 서 론

최근 심해와 극지방에서 셰일과 고체가스의 발굴과 함께 수소에너지 수요가 증가하고 있다. 이와 관련된 산업적 요구를 충족시키기 위해 극저온 재료의 사용이 필수적이며 이러한 유형의 재료를 요구하는 분야가 확대되고 있다1-3). 기존 극저온 소재로 사용되는 9% Ni강과 오스테나이트계 스테인리스강은 원재료와 용접재료의 가격이 비싸고 고온균열과 같은 용접불량이 발생하기도 한다4-7). 따라서 최근 극저온에서 기계적 특성이 우수하고 원가 절감이 가능한 고망간강에 대한 연구가 증가하고 있다8-11).

완제품 제작 시 용접공정은 필수적이며 고망간강 적용을 위해 많은 용접기술이 보고되고 있다. 특히 아크 용접, 전자빔 용접, 마찰교반 용접, 레이저빔 용접 등에 대한 연구가 많다12-15). 소형 탱크인 C-type LNG 탱크는 박판이 적용되기 때문에 자동화 레이저빔 용접의 적용이 기대되며, 레이저빔 용접 시 발생하는 합금원소 기화현상의 중요성은 강조되고 있다16,17). 레이저빔 용접은 높은 출력밀도를 가지기 때문에 용접부는 매우 빠르게 가열되고 금속 증기로 채워진 키홀이 형성된다. 키홀 형성은 휘발성이 높은 Mg, Mn 등의 합금원소 기화를 발생시킨다. 기화에 의한 합금원소의 손실은 용접부의 조성을 변화시키고 이로 인해 기계적 및 부식 특성 저하를 야기시킨다18,19). 레이저 키홀 용접에서 기화 플럭스 계산은 용접 안정성에 대한 기화현상의 영향을 이해하고 공정 중에 합금원소 손실을 평가하는데 기여할 수 있다.

그러나 고망간강의 용접성에 대한 연구는 대부분 기계적특성 평가가 주를 이루고 있다20,21). 본 연구에서는 고망간강 레이저빔 용접 시 발생하는 키홀에 의한 기화현상에 대해 모델링 계산을 하였다. 이러한 현상학적 모델링 결과를 바탕으로 레이저빔 용접 시 발생하는 합금원소 기화에 대한 실험 결과와의 연관성에 대해 조사하였다.

2. 재료 및 기화 모델링과 실험적 검증 방법

2.1 고망간강 모재

Table 1은 실험에 사용한 고망간강 모재의 화학조성을 보여준다. Mn함량은 24 wt%이고 C는 0.4 wt% 그리고 Cr은 3.4 wt% 포함된 고합금강으로써, 상온 및 극저온에서 소성변형 시 deformation twin을 형성하여 우수한 인장강도와 연신율을 가진다. Mn은 Ni와 같이 오스테나이트 안정화 원소이며 Fe에 첨가될 시 오스테나이트 단상 조직을 유지시킨다. Cr은 내식특성을 향상시키고, 페라이트 안정화 원소이기 때문에 최소한의 값으로 첨가되었다.

Chemical composition (wt%) of high manganese steel used for base metal

2.2 기화 플럭스 모델링

레이저빔 용접 시 키홀에 의해 발생한 각 합금원소의 기화 플럭스 값을 계산하기 위해서는 partial vaporization flux값의 계산이 필요하다. Flux 계산은 함량이 많은 Fe, Mn, Cr 3가지 원소에 대해 실시하였다. 기화에 의한 partial vaporization flux는 식(1)으로 나타낼 수 있다22).

(1)Jp,i=aiPi0P1MiMvJp

Jp,i는 각 합금원소 i의 partial vaporization flux (kg/m2s), ai는 합금원소 i의 mole fraction이며 모재의 조성비로 구할 수 있다. P io는 합금원소 i의 equilibrium vapor pressure이고 식(2)으로 구할 수 있다23). P1은 온도 T1(키홀 표면 온도)에서의 equilibrium vapor pressure, Mi는 합금원소 i의 molecular weight, Mv는 vapor의 average molecular weight이다. Mv값은 식(3)으로 구할 수 있다.

(2)Fe:logP0=19547Tl+6.347Mn:logP0=0.6608×103Ti+0.4354×logTl14794Tl+6.504
(3) Cr:logP0=0.4094×103Ti+0.4391×logTl20733Tl+6.8Mv=i=1nMiaiPi0Pl

vaporization flux(Jp)는 식(4)으로 나타낼 수 있다.

(4)Jp=ρvMS

ρv는 온도 Tv (knudsen layer 온도)에서의 vapor density이다. Knudsen layer는 키홀 표면 가까이에 존재하는 several mean-free-paths를 가지는 vapor 공간을 말한다. M은 온도 Tv에서의 mach number, S는 speed of sound이다. ρv를 구하기 위해서는 키홀 표면과 knudsen layer간의 관계를 알아야하고, 온도 관계는 식(5) 그리고 밀도 관계는 식(6)으로 나타낼 수 있다.

(5)TvTl =[1+π(γv1γv+1m2)22πγv1γv+1m2]2
(6)ρvρl =TlTv[(m2+12)em2erfc(m)mπ]+12TlTv[1πmem2erfc(m)]

식(5)와 (6)의 계산을 위해서는 무차원 수 m 값을 알아야하고, m은 mach number와 vapor의 ratio of specific heat(γv)으로 표현할 수 있으며 식(7)으로 나타낼 수 있다.

(7)m=Mγv2

Mach number은 식(8)으로 나타낼 수 있으며 speed of vapor 값을 통해 계산할 수 있다.

(8)M(Machnumber)=v(speedofvapor)S(speedofsound)

레이저빔 용접부 용융풀 표면의 speed of vapor는 120 m/s로 가정하였다24). 식 (2)에서T1 (키홀 표면 온도)은 합금원소(Fe, Mn, Cr) 기화온도 범위인 2200~ 3200 K으로 가정하였고 이는 일반적으로 알려진 키홀 표면 평균온도인 3000 K 안에 포함된다. 따라서 각 합금원소의 기화 플럭스는 식(2)-(8)을 통해 계산하였다.

2.3 레이저빔 용접

고망간강 판재는 용접을 진행하기 전 아세톤으로 세척하였고, 판재의 두께는 6 mm이다. 레이저빔 용접은 disc 레이저를 사용하였고 보호가스는 Ar(20 ℓ/min) 그리고 bead on plate 용접을 실시하였다. 용접조건은 Table 2에 나타내었다.

Laser beam welding condition

2.4 미세조직 및 화학성분 분석

용접부 단면은 기계적 연마 후 ethanol 100ml, nitric acid 4ml 용액으로 에칭 하였다. 미세조직은 광학현미경을 이용하여 관찰하였고, 용접부의 화학성분은 electron probe micro analysis (EPMA) 매핑 및 정량분석을 실시하였다. EPMA 분석조건은 가속전압 20 kV, Probe current 100 nA로 측정하였다. 매핑은 dwell time 20 ms, step size 15 ㎛, pixel 크기는 용접부 면적에 맞추어 측정하였고, 정량분석은 dwell time 70s, beam spot size 50 ㎛ 로 측정하였다. Fig. 1은 용접부 종, 횡 방향으로 측정한 정량분석 위치를 나타내고, 각 방향에서 측정한 정량분석 값을 통해 용접부 조성의 평균 및 표준편차 값을 계산하였다.

Fig. 1

Schematic diagram to indicate the location of quantitative analysis

3. 결과 및 고찰

3.1 용접부 미세조직

Fig. 2는 레이저빔 용접부의 단면 사진을 나타낸다. L-1, 2, 3 시험편 모두 부분 용입이 되었고 키홀 영향이 지배적인 I 형상을 보이고 있다. L-3로 갈수록 레이저 출력이 증가함에 따라 용입 깊이가 증가하였다. 용접부에 미세한 기공이 일부 존재하였지만, 응고균열에 취약한 용접부 centreline과 액화균열에 취약한 fusion boundary와 열영향부에 크랙이나 기공과 같은 결함이 없이 건전한 용접부가 형성되었다25).

Fig. 2

Macrostructure of the laser beam welds for various conditions: (a) L-1, (b) L-2, (c) L-3

3.2 기화에 의한 용접부 화학조성 변화

Fig. 3은 용접부 단면의 back scattered electron (BSE) 이미지와 EPMA를 통한 Fe, Mn, Cr 매핑 결과를 보여준다. BSE 이미지를 보면 용융 경계부에서 결정립이 생성되어 용접부 중앙선을 향해 성장하였다. 매핑을 통한 용접부와 모재의 화학조성 차이는 모재와 용접부의 색상 대비를 통해 확인하였고, Fe와 Cr의 매핑 색상변화를 보면 모재와 용접부의 조성 차이는 거의 없었다 (Fig. 3a, 3b, 3c). 이는 용접 중에 Fe와 Cr의 기화가 발생이 심하지 않아서 조성변화가 없었음을 의미한다. 반면 Mn의 매핑 후 색상변화는 모재 대비 용접부가 연두색(낮은 조성)으로 변한 것을 확인하였다. 이는 용접 중 Mn의 기화가 발생하여 용접부의 Mn 함량이 낮아졌음을 의미한다. 따라서 2.1-2.4 kW의 레이저 출력 범위에서는 L-1, 2, 3 모두 비슷한 수준의 기화가 발생하였음을 실험적으로 확인하였다.

Fig. 3

EPMA mapping results of (a) L-1, (b) L-2, (c) L-3 for Fe, Mn, Cr

용접부의 매핑 결과에서 확인된 Mn의 기화를 Fig. 1과 같이 용접부 종, 횡방향으로 측정하여 정량적으로 분석하여 Table 3에 표시하였다. L-1, 2, 3 시편과 모재에서 Cr, Si의 조성은 레이저의 출력에 상관없이 거의 동일하였다. 합금조성 C는 EPMA의 분해능 한계로 정량분석에서 다소 값의 차이를 발생시키지만, 모재에 비해 용접부의 C 조성은 조금 낮았고 레이저의 출력에 따라서는 거의 동일한 값을 보였다. 반면 모재에 비해 L-1, 2의 용접부는 1.8 wt% Mn, L-3 용접부는 1.6 wt% Mn의 감소가 발생하였다. 이는 레이저빔 용접 시 발생한 키홀에 의해 휘발성이 높은 Mn의 기화가 발생하였음을 의미한다. Mn의 기화에 의해 감소된 Mn 함량만큼 Fe의 wt%는 다소 증가한 것을 볼 수 있다.

EPMA quantitative analysis for various LBW conditions (wt %)

3.3 각 합금원소 기화 플럭스 모델링 및 실험 결과 비교

Fig. 4는 각 합금원소의 온도에 따른 평형 증기압을 보여준다. 평형 증기압은 각 합금원소의 1 몰에 대한 값으로 식 (2)을 통해 계산되었다. Mn의 평형 증기압이 Fe, Cr 보다 확연히 높았고, 그 차이는 온도가 증가할수록 더 커졌다. Cr의 평형 증기압은 Fe의 값보다 높았지만, Mn의 평형 증기압보다는 매우 낮은 값을 나타낸다. Fig. 5는 각 합금원소 및 고망간강의 온도에 따른 기화 플럭스를 나타낸다. 기화 플럭스는 고망간강 및 합금원소의 분율이 반영된 값이다. 2600 K 이상에서 Mn의 기화 플럭스는 Fe, Cr보다 10배 이상 높은 값을 가지고 있었다. 이는 레이저빔 용접 시 발생하는 키홀 표면에서 Mn의 기화가 활발히 발생할 수 있음을 의미한다. 반면에 Cr의 기화 플럭스는 Fe의 값보다 낮았고, 평형 증기압의 경향과 다르게 고망간강의 낮은 Cr 함량 (3.4 wt%) 때문에 낮은 Cr의 기화 플럭스를 나타내었다. 고망간강의 총 합금조성의 기화 플럭스는 대부분 Mn의 기화 플럭스에 의해 결정되었다.

Fig. 4

Vapor pressure of each alloying element according to the temperature

Fig. 5

Vaporization flux of each alloying element according to the temperature

Fig. 6은 용접 후 실험을 통해 측정한 Fe, Mn, Cr의 조성변화를 그래프로 나타내었다. 붉은 점선은 모재의 조성 값을 나타낸다. Mn 기화에 의해 용접부의 Fe 조성은 1.8 wt% 가량 증가하였고 (Fig. 6a), 용접부의 Mn 조성은 1.8 wt% 가량 감소하였다(Fig. 6b). Cr의 조성 변화는 없었으며 모재와 동일하였다(Fig. 6c). 모델링 결과를 통해 2600 K 이상에서 Mn의 평형 증기압과 기화 플럭스가 다른 합금성분 (Cr, Fe)보다 지배적으로 높아 Mn의 기화가 예측되었다. 실험 결과를 통해 고망간강의 레이저빔 용접 (2.1~2.4 kw) 시 Mn의 기화가 1.8 wt% 가량 발생하였고 모델링 결과와 상응된다. 이는 Mn의 높은 평형 증기압이 레이저빔 용접 시 많은 기화 플럭스를 발생시켜 용접부에 다량 존재하는 Mn 함량의 감소를 일으켰음을 의미한다. 레이저빔 용접 중 Mn의 기화에 의한 용접부의 Mn 조성 저감은 고용강화 현상을 감소시켜 강도를 낮출 수 있고, 또한 소성변형에 따른 오스테나이트상의 안정도를 낮추어 마르텐사이트 변태를 촉진시킬 수 있다. 따라서 용접부의 Mn 기화는 극저온 강도와 인성에 영향을 줄 수 있으므로, 기계적 성질과의 연관성 연구는 추후에 필요할 것으로 판단된다26).

Fig. 6

Variation of composition ((a) Fe, (b) Mn, (c) Cr) in each specimen

4. 결 론

극저온용 고망간강 레이저빔 용접 시 발생하는 기화 현상은 기화 플럭스식을 통하여 모델링 하였고, 실험을 통해 관찰된 화학조성 값과 모델링 계산 값을 비교하여 다음과 같은 결론을 도출하였다.

  • 1) 레이저빔 BOP 용접부는 일부 미세 기공이 존재하였고 균열 등의 결함은 존재하지 않았다. L-1, 2, 3 시편 모두 I 형상의 키홀이 지배적인 형상을 보였다.

  • 2) EPMA 매핑 결과 용접부는 모재에 비해서 Fe, Cr의 조성 변화가 관찰되지 않았고, 모든 용접 시편에서는 Mn의 색상 수준이 연두색으로 변화하였다. 정량분석 결과 Mn 조성이 1.8 wt% 낮아져서 용접부에서 Mn의 기화가 발생함을 확인하였다.

  • 3) 2200 ~ 3200 K에서 모델링 결과 Mn의 평형 증기압이 Fe, Cr에 비해 지배적으로 높았으며, 2600 K 이상에서 Mn의 기화 플럭스는 10배 가량 높았다.

  • 4) 고망간강 레이저빔 용접 시 키홀에 의해 많은 Mn 기화 플럭스가 발생하여 용접부 Mn 함량을 감소시킨 것으로 판단된다.

감사의 글

이 논문은 한국재료연구원 기초연구지원사업(PNK- 8750)에 의하여 연구되었음.

References

1. Jang J. I, Ju J. B, Lee B. W, Kwon D, Kim W. S. Effects of microstructural change on fracture characteristics in coarse-grained heat-affected zones of QLT- processed 9% Ni steel. Mater. Sci. Eng. A 3402003;:68–79. https://doi.org/10.1016/S0921-5093(02)00190-9.
2. Kim J. H, Choi S. W, Park D. H, Lee J. M. Charpy impact properties of stainless steel weldment in liquefied natural gas pipelines:Effect of low temperatures. Mater. Des 652015;:914–922. https://doi.org/10.1016/j.matdes.2014.09.085.
3. Mallick P, Tewary N. K, Ghosh S. K, Chattopadhyay P. P. Effect of cryogenic deformation on microstructure and mechanical properties of 304 austenitic stainless steel. Mater. Charact 1332017;:77–86. https://doi.org/10.1016/j.matchar.2017.09.027.
4. Park S. Y, Kang Y J, Oh D J, Song S. W, Hong H. U. Solidification cracking susceptibility of the weld metal of additively manufactured 316L stainless steel. J. Weld. Join 39(1)2021;:45–50. https://doi.org/10.5781/JWJ.2021.39.1.5.
5. Rajasekaran R, Lakshminarayanan A. K, Vasudevan M, Vasantha Raja P. Stress corrosion cracking susceptibility of 316LN grade stainless steel weld joint in boiling magnesium chloride hexahydrate environment. Met. Mater. Int 282022;:2778–2797. https://doi.org/10.1007/s12540-021-01162-9.
6. Lu B. T, Chen Z. K, Luo J. L. Pitting and stress corrosion cracking behavior in welded austenitic stainless steel. Electrochim. Acta 50(6)2004;:1391–1403. https://doi.org/10.1016/j.electacta.2004.08.036.
7. Lee D. J, Byun J. C, Sung J. H, Lee H. W. The dependence of crack properties on the Cr/Ni equivalent ratio in AISI 304L austenitic stainless steel weld metals. Mater. Sci. Eng. A 513-5142009;:154–159. https://doi.org/10.1016/j.msea.2009.01.049.
8. Park T. U, Jung D. H, Park J. H, Kim J. H, Han I. W. Changes in the mechanical properties and microstructure of high manganese steel by high heat input welding and general welding processes. J. Weld. Join 40(1)2022;:33–39. https://doi.org/10.5781/JWJ.2022.40.1.4.
9. Park G. T, Jeong S. H, Lee C. H. Fusion weldabilities of advanced high manganese steels:A review. Met. Mater. Int 272021;:2046–2058. https://doi.org/10.1007/s12540-020-00706-9.
10. Kuzmina M, Ponge D, Raabe D. Grain boundary segregation engineering and austenite reversion turn embrittlement into toughness:Example of a 9 wt.% medium Mn steel. Acta Mater 862015;:182–192. https://doi.org/10.1016/j.actamat.2014.12.021.
11. De Cooman B. C, Kwon O, Chin K. G. State-of- the-knowledge on TWIP steel. Mater. Sci. Technol 28(5)2011;:513–527. https://doi.org/10.1179/1743284711Y.0000000095.
12. Yi M. S, Seo J. K. Residual Stress Study of High Manganese Steel Riser Pipe Manufactured by Longitudinal Butt Welding. J. Weld. Join 39(2)2021;:144–149. https://doi.org/10.5781/JWJ.2021.39.2.2.
13. Jeong S. H, Park G. T, Kim B. Y, Moon J. O, Park S. J, Lee C. H. Heat-Affected Zone Characteristics with Post-Weld Heat Treatments in Austenitic Fe-Mn-Al-C Lightweight Steels. Met. Mater. Int 82022;:2371–2380. https://doi.org/10.1007/s12540-021-01133-0.
14. Zeytin H. K, Emre H. E, Kacar R. Properties of Resistance Spot-Welded TWIP Steels. Metals 7(1)2017;:14. https://doi.org/10.3390/met7010014.
15. Mendez J, Ghoreshy M, Mackay W. B. F, Smith T. J. N, Smith R. W. Weldability of austenitic manganese steel. J. Mater. Process. Technol 153-1542004;:596–602. https://doi.org/10.1016/j.jmatprotec.2004.04.033.
16. Collur M. M, Paul A, Debroy T. Mechanism of alloying element vaporization during laser welding. Metall. Trans. B 181987;:733–740. https://doi.org/10.1007/BF02672891.
17. Cao X, Wallace W, Immarigeon J. P, Poon C. Research and progress in laser welding of wrought aluminum alloys. II. Metallurgical microstructures, defects, and mechanical properties. Mater. Manuf. Process 18(1)2003;:23–49.
18. Zhan X, Chen J, Liu J, Wei Y, Zhou J, Meng Y. Microstructure and magnesium burning loss behavior of AA6061 electron beam welding joints. Mater. Des 99(5)2016;:449–458. https://doi.org/10.1016/j.matdes.2016.03.058.
19. Xijing W, Katayama S, Matsunawa A. Character of melting and evaporation in laser beam welding of two aluminum alloys. Weld. J 76(2)1997;
20. Han I. W, Lee B. K, Park S. H, Kang C.Y. Microstructure and mechanical properties of cryogenic high- manganese steel weld metal. Int. J. Offshore Polar Eng 27(3)2017;:260–265. https://doi.org/10.17736/ijope.2017.hj29.
21. Choi M. H, Lee J. H, Nam H. B, Kang N. H, Kim M. H, Cho D. W. Tensile and Microstructural Characteristics of Fe-24Mn Steel Welds for Cryogenic Applications. Met. Mater. Int 262020;:240–247. https://doi.org/10.1007/s12540-019-00320-4.
22. Liu T, Yang L. J, Wei H. L, Qiu W. C, Debroy T. Composition change of stainless steels during keyhole mode laser welding. Weld. J 962017;:258–270.
23. Alcock C. B, Itkin V. P, Horrigan M. K. Vapour prssure equations for the metallic elememts:298-2500K. Canadian Metall. Quart 23(3)1984;:309–313. https://doi.org/10.1179/cmq.1984.23.3.309.
24. Amara E. H, Bendib A. Modelling of vapour flow in deep penetration laser welding. J. Phys. D:Appl. Phys 352002;:272–280. https://doi.org/10.1088/0022-3727/35/3/317.
25. Han K. T, Yoo J. H, Lee B. K, Han I. W, Lee C. H. Effect of Ni on the hot ductility and hot cracking susceptibility of high Mn austenitic cast steel. Mater. Sci. Eng A 618(17)2014;:295–304. https://doi.org/10.1016/j.msea.2014.09.040.
26. Chao C. Y, Liu C. H. Effects of Mn contents on the microstructure and mechanical properties of the Fe-10Al-xMn-1.0C alloy. Mater. Trans 43(10)2002;:2635–2642. https://doi.org/10.2320/matertrans.43.2635.

Article information Continued

Table 1

Chemical composition (wt%) of high manganese steel used for base metal

Materials Mn Cr C Si P S Fe
High Mn steel 24.3 3.4 0.44 0.27 0.013 0.003 Bal.

Table 2

Laser beam welding condition

Specimens Power (kW) Speed (m/min) Focul distance (mm) Focus diameter (mm)
L-1 2.1 0.48 150 0.4
L-2 2.25 0.48
L-3 2.4 0.48

Fig. 1

Schematic diagram to indicate the location of quantitative analysis

Fig. 2

Macrostructure of the laser beam welds for various conditions: (a) L-1, (b) L-2, (c) L-3

Fig. 3

EPMA mapping results of (a) L-1, (b) L-2, (c) L-3 for Fe, Mn, Cr

Table 3

EPMA quantitative analysis for various LBW conditions (wt %)

Specimens Average weight percent (Standard deviation)
Mn Cr Si C Fe
L-1 23.2 (0.36) 3.7 (0.07) 0.3 (0.02) 0.9 (0.03) 73.9 (0.57)
L-2 23.2 (0.34) 3.7 (0.08) 0.3 (0.02) 0.8 (0.04) 73.8 (0.61)
L-3 23.4 (0.24) 3.7 (0.06) 0.3 (0.03) 1.0 (0.03) 73.8 (0.59)
Base metal 25.0 (0.40) 3.6 (0.07) 0.3 (0.01) 1.3 (0.04) 72.0 (1.18)

Fig. 4

Vapor pressure of each alloying element according to the temperature

Fig. 5

Vaporization flux of each alloying element according to the temperature

Fig. 6

Variation of composition ((a) Fe, (b) Mn, (c) Cr) in each specimen