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탄소강 용접열영향부의 저온균열 특성

Characteristics of Cold Cracking in the Heat-Affected Zone of Carbon Steel

Article information

J Weld Join. 2022;40(6):478-484
Publication date (electronic) : 2022 December 30
doi : https://doi.org/10.5781/JWJ.2022.40.6.3
강용준*,orcid_icon, 김정민*, 김기동*, 김남규**, 송상우*
* 한국재료연구원 접합기술연구실
* Department of Joining Technology, Korea Institute of Materials Science, Changwon, 51508, Korea
** 한국재료연구원 원자력공인검사단
** Department of Authorized Nuclear Inspection, Korea Institute of Materials Science, Korea Institute of Materials Science, Changwon, 51508, Korea
†Corresponding author: yjkang@kims.re.kr
Received 2022 December 05; Revised 2022 December 11; Accepted 2022 December 27.

Abstract

The effects of hydrogen and microstructure on the cold cracking susceptibility of the heat-affected zone (HAZ) of carbon steel were investigated. Various carbon steel plates with tensile strengths of 400- and 500-MPa grade were employed, and the cold cracking susceptibilities of the HAZs were evaluated using implant tests. To investigate the effects of hydrogen and microstructure, implant test assemblies were produced with two types of welding electrodes (low-hydrogen and cellulose) and two different welding conditions (low and high heat inputs). The results indicate that the microstructure was more important than hydrogen in determining the cold cracking susceptibility of the HAZ of carbon steel.

1. 서 론

용접 후 용접부의 온도가 약 200°C 이하인 비교적 저온에서 발생하는 균열을 ‘저온균열(cold cracking)’이라 한다. 저온균열은 탄소강, 합금강과 같이 체심입방격자(body centered cubic) 구조를 갖는 페라이트계 재료의 용접금속이나 열영향부(heat-affected zone, HAZ)에서 주로 나타나며, 이 경우 확산성 수소가 주요 인자로 작용하고 상온에서 일정시간 경과 후 발생하기도 하여 ‘수소유기균열(hydrogen-induced cracking)’, ‘지연균열(delayed cracking)’이라고도 한다1).

저온균열은 페라이트계 재료의 용접부에서 발생할 수 있는 치명적인 결함으로 발생기구의 정확한 이해를 바탕으로 이를 방지하기 위한 적절한 용접 시공조건을 설정하는 것이 중요하다. 저온균열의 발생기구에 대해서는 아직도 논란이 있으나, 세 가지 인자, 즉 확산성 수소, 취약한 미세조직, 인장잔류응력이 동시에 작용할 때 발생한다는 사실은 널리 알려져 있다1-6). 용접현장에서는 이러한 세 가지 인자들을 억제하는 방향으로 용접조건을 관리하고 있으며, 특히 수소량 저감에 많은 비중을 두고 있다.

본 연구는 탄소강 HAZ의 저온균열 민감도에 미치는 수소와 미세조직의 영향을 비교하고자 하였다. 인장강도 400, 500 MPa 급의 다양한 구조용 탄소강 판재를 대상으로 임플랜트 시험(implant test)을 수행하였으며, 저수소계 및 셀룰로즈계 용접봉 사용, 용접 입열량 변화를 통해 저온균열 민감도에 미치는 수소와 미세조직의 영향을 평가하였다. 탄성한계 이하의 응력을 가하여 저온균열의 발생여부를 비교한 결과, HAZ에 마르텐사이트와 같이 취약한 저온변태 조직이 주를 이룰 때 수소량이 낮은 조건에서도 저온균열이 발생하는 반면, 입계 페라이트와 같이 확산변태에 의해 생성된 조직이 발달한 경우에는 수소량이 높은 조건에서도 저온균열이 발생하지 않는 것을 확인할 수 있었다.

2. 실험 방법

본 연구에 사용된 재료는 인장강도 400, 500 MPa 급의 구조용 탄소강 판재로 화학조성과 인장특성은 Table 1과 같으며, HAZ의 저온균열 민감도 평가를 위해 임플랜트 시험을 수행하였다. 임플랜트 시험은 HAZ의 저온균열 민감도를 평가하기 위해 1969년 Granjon에 의해 처음 고안된 방법으로 오랜 기간 많은 연구자들에 의해 사용되면서 개선되어 왔다3,4). 임플랜트 시험을 수행하기 위해 각 판재에서 기판(base plate)과 임플랜트 시편을 Fig. 1과 같이 채취하였다. 임플랜트 시편을 기판의 구멍에 삽입하여 두 상단 표면을 일치시킨 후 기판의 중앙선을 따라 기계화된 피복 아크용접(shielded metal arc welding) 공정을 통해 단일 패스 용접을 수행하였다. 용접 후 본 시험에 앞서 상온에서 임플랜트 시편의 길이방향으로 하중을 서서히 증가시켜 탄성한계(elastic limit)를 확인하였다. 본 시험에서는 용접 후 용접비드 표면의 온도가 100°C가 되었을 때 탄성한계 이하의 일정 응력을 가하여 파단까지의 시간을 측정하였고, 1,000분 안에 파단이 발생하지 않는 임계응력을 구하였다. 파단 전과 후 임플랜트 시험재의 단면을 Fig. 2에 나타내었으며, 균열이 HAZ에서 시작된 것을 확인할 수 있다.

Chemical compositions and tensile properties of the steels used

Fig. 1

Schematic with the dimensions of the (a) base plate and (b) implant specimen1)

Fig. 2

Representative stereoscopic cross-section of the implant test assembly after (a) bead-on-plate welding and (b) a fracture from a constant load test1)

시험 조건 중 수소량의 변화를 주기 위해 저수소계 및 셀룰로즈계 용접봉을 사용하였다. 저수소계 용접봉은 작업성이 좋지 않으나 용착금속의 기계적 성질이 우수하고 수소의 양이 적어 내균열성이 높은 것이 특징인 반면, 셀룰로즈계 용접봉의 경우 작업성은 우수하나 수소의 양이 많은 고수소계 용접봉에 해당되어 저온균열에 민감한 단점이 있다. 미세조직을 제어하기 위해 저수소계 및 셀룰로즈계 용접봉 각각에 대해 저입열과 고입열, 두 조건으로 용접을 수행하였다. 본 연구에 사용한 저수소계 및 셀룰로즈계 용접봉의 피복제 함수량과 용접조건을 Table 2에 제시하였다. 수소는 주로 피복제의 수분으로부터 생성되므로 피복제의 함수량이 높을수록 용착금속의 확산성 수소량이 높다5,7). 저수소계 및 셀룰로즈계 용접봉을 사용했을 때 용착금속의 수소량은 각각 1.1, 43.6 mL/100 g으로 분석된 바 있다5).

Moisture content in the welding electrode coatings and welding parameters used

비커스 경도계를 이용하여 1.96 N의 하중으로 임플랜트 시험재의 단면에서 경도를 측정하여 그 분포를 확인하였으며, 광학현미경과 주사전자현미경을 이용하여 HAZ의 미세조직을 관찰하였다. 경도 측정 및 미세조직 관찰을 위한 시편은 기계적 연마 후 2% nital 용액으로 에칭(etching)하였다.

3. 실험 결과 및 고찰

저입열 용접조건에서의 임플랜트 시험 결과를 Table 3에 제시하였다. Fig. 3에서 보듯이 EN P265GH, ASME SA516-70, EN P355NL1, JIS SGV480(이상 인장강도 500 MPa 급 탄소강)은 탄성한계 이하의 응력조건에서 저온균열이 발생하였고, 셀룰로즈계 용접봉을 사용한 경우 저수소계 용접봉을 사용할 때보다 임계응력이 100 MPa보다 큰 폭으로 감소하였다. 일반적으로 임계응력이 높을수록 저온균열 민감도가 낮으며, 임계응력을 탄성한계로 나눈 정규화 임계응력비(normalized critical stress ratio)를 민감도 지수(index)로 사용한다1,3). 즉, 500 MPa 급 탄소강 HAZ는 저입열 용접조건에서 용접봉 피복제의 함수량의 높아짐에 따라 저온균열 민감도가 상승하였으며, 이는 피복제의 수분으로부터 생성되는 확산성 수소량이 증가했기 때문인 것으로 사료된다. 민감도의 상승폭이 강재마다 다른 것은 HAZ의 미세조직 분율, 결정립 크기 등의 차이에 기인한 것으로 생각된다.

Implant test results under the low welding heat input

Fig. 3

Implant test results under the low welding heat input, (a) EN P265GH, (b) ASME SA516-701), (c) EN P355NL1, and (d) JIS SGV4801)

한편 ASME SA36, JIS SM400A, EN S235JR, ASME SA516-60, JIS SGV410(이상 인장강도 400 MPa 급 탄소강)은 용접봉 종류에 관계없이 탄성한계 이하의 응력조건에서 균열이 발생하지 않았다. 즉, 400 MPa 급 탄소강 HAZ는 확산성 수소량이 높은 조건에서도 저온균열에 대한 저항성이 매우 높은 것을 알 수 있다.

Table 4에 나타낸 바와 같이 고입열 용접조건에서는 본 연구에 사용된 모든 실험재료에서 균열이 발생하지 않았다. 즉, 고입열 용접조건에서는 탄소강의 강도와 확산성 수소량에 관계없이 HAZ의 저온균열 민감도가 매우 낮게 나타났다.

Implant test results under the high welding heat input

저입열 용접조건에서의 400, 500 MPa 급 탄소강의 임플랜트 시험재와 고입열 용접조건을 적용한 500 MPa 급 탄소강 임플랜트 시험재 단면의 경도 분포를 확인하였으며, 대표적 결과를 Fig. 4에 제시하였다. 최고경도는 모두 용접금속과 인접한 HAZ에서 나타났으며, 최고경도는 323, 392, 280 HV로 확인되었다. 일반적으로 저온균열 발생인자 중 미세조직 영향을 수치화하여 관리하기 위한 지수(index)로 최고경도를 많이 사용하며, 350 HV 이하일 때 저온균열 저항성이 확보된다고 보고 있다1,6). 저입열 용접조건에서 500 MPa 급 탄소강 HAZ는 최고경도가 350 HV를 크게 상회하게 되어 저온균열 민감도가 높게 나타난 반면 400 MPa 급 탄소강 HAZ는 최고경도가 350 HV보다 낮아 저온균열 저항성이 확보된 것으로 보인다. 한편 저온균열 민감도가 매우 낮게 나타나는 고입열 용접조건에서는 500 MPa 급 탄소강 HAZ도 최고경도가 300 HV를 넘지 않는 것을 확인할 수 있다.

Fig. 4

Vickers hardness distribution of the implant test assembly, (a) ASME SA516-60 with the low welding heat input, (b) ASME SA516-70 with the low welding heat input, and (c) SA516-70 with the high welding heat input

저입열 용접조건에서의 400, 500 MPa 급 탄소강 HAZ와 고입열 용접조건을 적용한 500 MPa 급 탄소강 HAZ의 미세조직을 관찰하였으며, 대표적 결과를 Fig. 5에 제시하였다. 저입열 용접조건에서 탄소당량이 높은 500 MPa 급 탄소강 HAZ의 경우 베이나이트(bainite), 마르텐사이트(martensite)와 같은 저온변태 조직이 발달하여 구 오스테나이트 결정립계(prior austenite grain boundary, PAGB)가 뚜렷하게 관찰되는 반면, 탄소당량이 낮은 400 MPa 급 탄소강 HAZ에서는 고온에서의 확산변태에 의한 입계 페라이트(grain boundary ferrite), 위드만슈테텐 페라이트(Widmanstätten ferrite)가 생성되면서 PAGB가 사라진 것을 볼 수 있다. 한편 고입열 용접조건에서는 냉각속도가 느리게 되어 탄소당량이 높은 500 MPa 급 탄소강 HAZ에서도 저온변태 조직보다는 입계 페라이트와 같은 확산변태 조직이 발달하면서 PAGB가 관찰되지 않았다.

Fig. 5

(a-c) optical micrographs of HAZ of ASME SA516-60, ASME SA516-70 with the low welding heat input, and ASME SA516-70 with the high welding heat input; (d-f) SEM micrographs of HAZ of ASME SA516-60, ASME SA516-70 with the low welding heat input, and ASME SA516-70 with the high welding heat input. GBF: grain boundary ferrite, WF: Widmanstätten ferrite, B: bainite, M: martensite, PAGB: prior austenite grain boundary

미세조직 분석 결과 저온변태 조직이 발달할수록 최고경도가 높아지고 저온균열 민감도가 증가했음을 설명할 수 있으며, 이는 선행 연구에서도 제안된 바와 같이 저온변태 조직이 발달할 때 상온까지 남아있게 되는 PAGB에 수소가 모이게 되면서 입계를 취약하게 한 것이 주된 원인인 것으로 사료된다1). 이러한 가설은 입계파단의 양상을 보이는 임플랜트 시편의 파면 관찰 결과에 의해 뒷받침된다. Fig. 6에 나타낸 바와 같이 임플랜트 시편의 파면에서 PAGB의 형태가 관찰되므로 수소에 의해 PAGB가 취약해져 균열이 발생한 것으로 판단된다.

Fig. 6

(a) SEM fractographs of the implant test specimen of EN P265GH with the cellulose type electrode and low welding heat input and (b) higher magnification of the rectangular area in (a)

4. 결 론

본 연구에서는 탄소강 HAZ의 저온균열 민감도에 미치는 수소와 미세조직의 영향을 비교하여 분석하였다. 마르텐사이트와 같은 저온변태 조직이 발달하고 PAGB가 남아있는 경우 확산성 수소량이 낮은 조건에서도 탄성한계 이하의 응력조건에서 저온균열이 발생하였다. 반면 입계 페라이트와 같이 확산변태에 의해 생성된 조직이 발달하면서 PAGB가 사라진 경우 확산성 수소량이 높은 조건임에도 불구하고 탄성한계 이하의 응력조건에서 저온균열이 발생하지 않는 것으로 확인되었다. 이와 같은 결과로 볼 때 탄소강 HAZ의 저온균열 민감도를 결정하는 데 있어 수소보다 미세조직의 중요도가 높다고 할 수 있다.

후 기

이 논문은 2022년도 정부(산업통상자원부)의 재원으로 한국에너지기술평가원의 지원을 받아 수행된 연구임 (20206510100030, 가동원전 2, 3등급 대구경 배관 보수기술 개발) / (20217710100010, 노후 철도차륜 재제조용 스마트 용접 시스템 기술개발)

References

1. Kang Y, Kim M, Kim G, Kim N, Song S. Characteristics of susceptible microstructure for hydrogen-induced cracking in the coarse-grained heat-affected zone of carbon steel. Metall. Mater. Trans. A 51A2020;:2143–5. https://doi.org/10.1007/s11661-020-05671-x.
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7. Yun H. M, Kim Y. S, Park J. E. Effect of moisture in arc welding electrode on mechanical properties of weld metal. J. Korean Weld. Join. Soc 21984;:30–40.

Article information Continued

Table 1

Chemical compositions and tensile properties of the steels used

Steel Tensile properties Chemical compositions (wt%)
YS (MPa) TS (MPa) EL (%) C Si Mn Cr Ni Cu P S CEIIW*
ASME SA36 295 451 28 0.16 0.23 0.96 0.010 0.010 0.010 0.019 0.005 0.32
JIS SM400A 278 433 32 0.16 0.18 0.57 - - - 0.024 0.004 0.26
EN S235JR 283 452 35 0.15 0.18 0.87 0.010 0.010 0.010 0.021 0.006 0.30
ASME SA516-60 274 445 32 0.15 0.19 0.87 0.010 0.010 0.010 0.021 0.006 0.30
JIS SGV410 281 423 37 0.10 0.22 1.32 - - - 0.010 0.002 0.32
EN P265GH 352 518 33 0.187 0.32 1.11 0.03 0.03 0.016 0.007 0.004 0.38
ASME SA516-70 387 549 26 0.16 0.39 1.40 0.010 0.010 0.010 0.016 0.005 0.40
EN P355NL1 379 544 33 0.17 0.37 1.50 0.018 0.010 0.015 0.012 0.004 0.43
JIS SGV480 488 554 49 0.09 0.22 1.54 0.02 0.15 0.22 0.009 0.002 0.40
*

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

Fig. 1

Schematic with the dimensions of the (a) base plate and (b) implant specimen1)

Fig. 2

Representative stereoscopic cross-section of the implant test assembly after (a) bead-on-plate welding and (b) a fracture from a constant load test1)

Table 2

Moisture content in the welding electrode coatings and welding parameters used

Electrode Rod diameter (mm) Covering type Moisture content (wt%) Welding current (A) Arc voltage (V) Welding speed (cpm)
E11016-G 3.2 Low hydrogen 0.17 85-95 20-22 13.5
E7010-G 3.2 Cellulose 2.39 80-90 20-22 13.5
E11016-G 5.0 Low hydrogen 0.20 180-190 20-22 13.5
E6010 5.0 Cellulose 3.71 175-185 20-22 13.5

Table 3

Implant test results under the low welding heat input

Steel Elastic limit (MPa) Covering type of welding electrode Critical stress (MPa) Normalized critical stress ratio
ASME SA36 297 Low hydrogen > 297 > 1.0
Cellulose > 297 > 1.0
JIS SM400A 292 Low hydrogen > 292 > 1.0
Cellulose > 292 > 1.0
EN S235JR 291 Low hydrogen > 291 > 1.0
Cellulose > 291 > 1.0
ASME SA516-60 292 Low hydrogen > 292 > 1.0
Cellulose > 292 > 1.0
JIS SGV410 327 Low hydrogen > 327 > 1.0
Cellulose > 327 > 1.0
EN P265GH 378 Low hydrogen 345 0.91
Cellulose 195 0.52
ASME SA516-70 401 Low hydrogen 360 0.90
Cellulose 240 0.60
EN P355NL1 377 Low hydrogen 355 0.94
Cellulose 125 0.33
JIS SGV480 463 Low hydrogen 450 0.97
Cellulose 340 0.73

Fig. 3

Implant test results under the low welding heat input, (a) EN P265GH, (b) ASME SA516-701), (c) EN P355NL1, and (d) JIS SGV4801)

Table 4

Implant test results under the high welding heat input

Steel Elastic limit (MPa) Covering type of welding electrode Critical stress (MPa) Normalized critical stress ratio
ASME SA36 297 Low hydrogen > 297 > 1.0
Cellulose > 297 > 1.0
JIS SM400A 292 Low hydrogen > 292 > 1.0
Cellulose > 292 > 1.0
EN S235JR 291 Low hydrogen > 291 > 1.0
Cellulose > 291 > 1.0
ASME SA516-60 292 Low hydrogen > 292 > 1.0
Cellulose > 292 > 1.0
JIS SGV410 327 Low hydrogen > 327 > 1.0
Cellulose > 327 > 1.0
EN P265GH 378 Low hydrogen > 378 > 1.0
Cellulose > 378 > 1.0
ASME SA516-70 401 Low hydrogen > 401 > 1.0
Cellulose > 401 > 1.0
EN P355NL1 377 Low hydrogen > 377 > 1.0
Cellulose > 377 > 1.0
JIS SGV480 463 Low hydrogen > 463 > 1.0
Cellulose > 463 > 1.0

Fig. 4

Vickers hardness distribution of the implant test assembly, (a) ASME SA516-60 with the low welding heat input, (b) ASME SA516-70 with the low welding heat input, and (c) SA516-70 with the high welding heat input

Fig. 5

(a-c) optical micrographs of HAZ of ASME SA516-60, ASME SA516-70 with the low welding heat input, and ASME SA516-70 with the high welding heat input; (d-f) SEM micrographs of HAZ of ASME SA516-60, ASME SA516-70 with the low welding heat input, and ASME SA516-70 with the high welding heat input. GBF: grain boundary ferrite, WF: Widmanstätten ferrite, B: bainite, M: martensite, PAGB: prior austenite grain boundary

Fig. 6

(a) SEM fractographs of the implant test specimen of EN P265GH with the cellulose type electrode and low welding heat input and (b) higher magnification of the rectangular area in (a)