1. 서 론
HY100강은 fully killed 저합금강으로 항복강도가 690 MPa(100 ksi)이며 퀜칭 및 템퍼링(quenching & tempering; QT) 열처리하여 뛰어난 강도와 인성을 가지는데, 후판의 용접성이 좋으며 최소한의 예열과 후열처리 생략이 가능하다는 장점이 있다[1]. HY100강의 미세조직은 전 두께에 걸쳐서 베이나이트와 템퍼드 마르텐사이트의 조합으로 이루어져 있고, 상대적으로 큰 ~50 μm 길이의 래스 MnS 개재물과 미세한 탄화물의 분포가 특징적이며 충분한 합금과 탄소함량(0.16 wt.%)을 가지고 있어 실온으로 급속 냉각되는 조건에서 열영향부(heat affected zone; HAZ)가 높은 경도를 가지는 취약성을 가진다[2]. HY강 제작에 적용되는 미해군 규정은 최종 퀜칭 및 템퍼링의 절차를 강재 제조사에서 판단하게 하고 두가지의 제한조건만을 제시하고 있으며, 최종 템퍼링 온도가 최소 566°C (1050°F)일 것과 강판 중간두께의 미세조직이 80% 이상의 마르텐사이트 조직이어야 한다[1].
강을 접합하는 데에는 제작 환경에 따라 다양한 용접 공법이 사용되며, 특히 용접부와 HAZ의 기계적 성질과 미세조직 등에 대해 많은 선행 연구가 진행되었다[3–20]. 일반적으로 수정 용접은 결함을 제거하거나 구조물 형상 변경으로 재용접 할 경우에 적용되며, 선박용 고장력강에는 수정 용접의 횟수를 최대 세번 적용하여 용접부의 영향에 관한 선행연구가 진행되었다[21]. Norsok M-601 규격은 동일위치에서 두번의 수정 용접만 권고하고 6Mo 오스테나이트계 스테인리스강 및 25Cr 듀플렉스 스테인리스강은 한 번만 허용한다[22]. API–1104는 수정 용접을 승인된 절차로 용접할 것을 요구하나 반복 횟수의 제한은 없다[23]. 일부 해양 프로젝트 사양서는 예상되는 최대 횟수의 열이력을 포함하는 용접절차 인정시험(welding procedure qualification test; WPQT)을 요구하고 있다. 이러한 규제는 수정 용접이 용접부내 기계적 물성 및 미세조직에 미치는 영향으로 구조물의 품질 문제가 발생될 가능성이 높기 때문이다. 조선용 강재 용접 관련 선급규칙은 용접절차서(welding procedure specification; WPS)를 승인하기 위한 조건으로, WPQT의 충격시험에 weld metal의 중심선, fusion line, fusion line + 2 mm 그리고 fusion line + 5 mm의 위치에서 샤르피 V-노치 시험편을 시험하여 최고 가열 온도에 따른 영향을 광범위하게 검증하도록 요구한다. 또한 산업에 사용되는 표준도 인성저하를 평가하기 위하여 fusion line + 2 mm (FL20) 위치를 충격시험편에 포함한다. 일반적으로 최고 가열 온도의 열영향에 따라 HAZ의 각 부위는 coarse–grained heat affected zone (CGHAZ), fine–grained heat affected zone (FGHAZ), intercritical heat affected zone (ICHAZ) 그리고 subcritical heat affected zone (SCHAZ)로 구분되는데, HY100강과 HSLA100강 HAZ의 특징에 대한 연구에서는 저입열 용접 시 FGHAZ가 CGHAZ보다 높은 경도를 가질 수 있다고 보고하였다[2]. 특히 HY강의 CGHAZ에 대한 일부 연구 결과를 확인할 수 있는 반면, FGHAZ의 미세조직 및 기계적 물성과 관련된 연구는 매우 미미한 실정이다. 따라서, 본 연구는 HY100강 맞대기 용접부의 동일한 위치에 반복적인 수정 용접이 적용된 HAZ FL20의 비교에 집중하여 기계적 성질과 미세조직의 거동을 연구하였다.
2. 실험 방법
2.1 재료 및 용접조건
본 연구에 사용된 모재는 두께 25 ×폭 400 × 길이 500 mm의 HY100강이며, 용접재료는 flux cored arc (FCA) 용접용 AWS Class E110C-K4 H4 등급의 직경 1.2 mm인 용접재료를 사용하였다. 모재와 용접재료의 화학적 조성은 자재 성적서를 기준으로 표 1에 나타내었다.
그림 1a는 맞대기 용접 시험재 크기와 수정 용접 횟수를 나타낸다. 용접은 수직상진(3G-up) 자세를 적용하여 A에서 E방향으로 용접하고 수정 용접의 횟수에 따라 각 구간별 가우징 제거 및 용접을 반복하여 제작하였다. Original (OR)은 수정을 하지 않은 상태이며, repaired one time (RW1)은 OR 상태에서 1차 수정 용접한 상태이다. Repaired three times (RW3)은 3차 수정 용접한 상태이며, repaired five times (RW5)는 5차 수정 용접하여 제작하였다. 그림 1b는 맞대기 용접 개선 형상을 나타내었고, 용접면 가공은 가능한 변형을 최소화하기 위해 싱글 베벨(single bevel) 및 root에서 10 mm를 제외한 15 mm 두께를 제작하였다.
그림 2는 OR의 비드 적층 형상과 반복적으로 수정 용접을 실시한 RW1, RW3 및 RW5의 비드 적층 형상의 모식도를 나타낸다. 싱글 베벨의 개선면을 I 개선면과 1 2 1 2
수정 용접은 FCA 용접으로 수행하였으며, 보호가스는 Ar 80% + CO2 20%으로 20–40 l/min의 유량으로 사용하였다. 예열은 최소 75°C, 층간온도는 최대 150°C로 관리하고 용접 완료 직후 post heating을 150–200°C에서 2시간 유지하였다. 용접 입열량(heat input)은 최대한 일정하도록 조절하였으며, WPQT 요구조건인 22 kJ/cm 이하를 만족하였고 세부 조건은 표 2에 나타내었다.
그림 3은 RW1과 RW5의 fusion line + 2 mm (FL20)에 열영향을 미치는 열원(heat source)의 위치를 모식도로 나타내었다. 모재 표면에서 1 mm 하부인 FL20 위치에서 각 패스의 열원까지의 최단 거리를 광학현미경(light optical microscopy; LOM)으로 측정하였다. 위치 ①은 패스 #6이 위빙 비드를 적용하여 비드 폭 방향으로 움직이므로 열원의 위치를 FL에서 weld metal (WM) 방향으로 1.7 mm와 1.8 mm 떨어진 위치를 적용하였다[24]. 위치 ②, ③ 그리고 ④는 FL20에서 해당 패스 #7, #4 그리고 #2 (그림 2)의 FL 위치를 LOM으로 측정하여 적용하였다.
RW1과 RW5의 FL20에서 온도(T)를 확인하기 위해 위치 ①–④의 용접조건에서 로젠탈 방정식을 적용한 quasi-stationary temperature distribution (QSTD)와 최고 가열 온도(peak temperature; Tp)를 구하였다[25,26]. FCA 용접의 용착효율(η)은 용접비드 형상과 보호가스 CO2 비율을 참고하여 0.86을 사용하였다[27–29]. QSTD의 물리적 성질은 비열(c) 502 J/kgK, 밀도(ρ) 7748 kg/m3을 사용하였다.
여기서 q/v = 입열량, e = 2.718, r = 거리, d = 재료 두께, Δt = 냉각 시간, T0 = 초기 온도 그리고 θ1 = 초기 온도에 따른 변수이다.
열역학 계산 기반 고온물성 모델링 프로그램 JMatPro를 사용하여 계산된 lower critical temperature (AC1) 714°C와 upper critical temperature (AC3) 771°C를 참고하였다. 또한 미해군 연구를 통해 알려진 HY100강의 마르텐사이트 변태 시작 온도(MS=392°C)와 베이나이트 변태 시작 온도(BS=522°C)와 비교하여[30], 본 연구는 JMatPro로 계산된 MS(379°C) 와 BS(513°C)를 참고하였다.
2.2 수정 용접 열영향부의 기계적 성질 평가
그림 4a는 HAZ 경도의 측정위치를 나타내었다. 비커스 경도는 ISO 6507–1에 따라 하중 10 kgf로 저온인성이 우수한 I 개 선측 fusion line + 0.5/1.0/1.5/2.0 mm (FL05/FL10/FL15/FL20) 위치에서 측정하여 비교하였다[31]. 인장시험 시험편은 한국선급 rules part2 ch.2 sec.2 table 2.2.1에 따라 제작하고 시험방법은 ASTM E8을 적용하였다. 그림 4b는 충격시험편 위치를 나타내었으며, ASTM E23–16b에 따라 시험편(10 × 10 mm)을 준비하고 -50°C로 냉각하여 5분동안 유지한 후 충격하여 값을 측정하였다.
2.3 수정 용접 열영향부의 미세조직 분석
HAZ의 미세조직은 RW1과 RW5의 FL20에서 정밀 분석하였다. 미세조직을 LOM으로 분석하기 위하여 ASTM E407에 따라 #400–2400 SiC 연마와 1 μm까지 다이아몬드 서스펜션을 통한 기계적 연마 후 2% 나이탈 용액으로 에칭하여 500배 배율로 관찰하였다. Prior austenite grain size (PAGS) 변화는 ASTM E 112에 따라 linear intercept method를 적용하여 영역별 3,000배 확대 이미지를 각 5회씩 측정하고, OR과 RW1은 각각 339 포인트 RW3와 RW5는 196, 188 포인트의 평균값을 계산하였다. 후방산란전자회절(electron back scattered diffraction; EBSD)로 미세조직의 결정구조학적 분석을 수행하였고, 각도 70°, 가속전압 20 kV 그리고 시험편과의 작업거리(working distance)를 17 mm로 설정하고 3,000배 조건에서 step size 스텝사이즈 0.1 μm을 사용하였다. 측정한 EBSD 데이터는 orientation imaging miroscopy (OIM) 분석을 하였다. Martensite-austenite (MA)상의 결정학적 확인을 위하여 SEM을 이용하여 위치를 확인하고 focused ion beam (FIB)로 크기 2 × 10 μm 및 두께 1.5 μm의 시험편을 백금 코팅하여 이온 빔의 손상으로부터 표면을 보호한 후 절단하고 transmission electron microscopy (TEM)으로 회절 패턴(selected area electron diffraction; SAED)을 분석하였다.
열역학적 소프트웨어 Thermo-Calc로 평형상태도 상에서 석출 거동을 예상하였다. 또한 미세 석출물의 종류, 분포 그리고 크기는 탄소 레플리카법으로 확인하였다. 먼저 1 μm까지 기계적 연마 후 2% 나이탈 용액에서 시편의 연마된 표면을 에칭하고, FL20 위치의 1 mm2를 제외한 면적을 실리콘 테이핑 후 탄소를 증착시켰다. 증착된 매트릭스의 1 mm2 면적을 절단 후 10% 나이탈 용액에서 전압 5 V를 사용하여 500초 동안 전해연마 하여 탄소 레플리카법 샘플을 준비하고 TEM 이미지를 분석하였으며, 석출물 종류는 TEM의 에너지 분산형 분광분석기(energy dispersive spectroscopy; EDS)를 이용하여 성분분석하고 high-resolution transmission electron microscopy (HR-TEM) 이미지를 fast fourier transformed (FFT)으로 패턴을 분석하였다. 석출물은 명확하게 보이는 결정립 경계를 포함하여 50,000배 배율의 이미지 18개에서 Image-Pro를 사용하여 석출물의 분포와 크기를 측정하였다.
3. 결과 및 고찰
3.1 수정 용접 횟수에 따른 열영향
그림 5a는 OR, RW1, RW3 및 RW5의 수정 용접 횟수에 따라 FL20이 위치 ①과 ③의 열원으로부터 받는 AC1–AC3 온도 이상의 열영향 반복 횟수(number of thermal cycles; NTC)와 온도를 나타낸다. OR은 위치 ③의 Tp 935°C로 1차 열영향을 받고 위치 ①의 Tp 983°C로 2차 열영향을 받았으며, RW1, RW3 및 RW5는 수정 용접 횟수 1, 3, 5에 따라 4차, 8차, 12차의 열영향이 반복적으로 이루어졌다. 위치 ②와 ④의 온도는 AC1–AC3 온도 이하로 계산되어 NTC에 포함되지 않았다. OR에 비해서 수정 용접 횟수가 RW1에서 RW5로 증가함에 따라 AC1–AC3 온도 이상의 열영향 반복 횟수는 증가하였다.
3.2 수정 용접 횟수에 따른 열영향부 기계적 성질
그림 6a는 FL에서 0.5 mm 간격으로 떨어진 HAZ의 경도시험 결과이며, 수정 용접 횟수 반복에 따라 감소하는 경향을 보였다. 미해군 규정에서 HY100강 용접부 경도시험은 450 HV10 이하를 요구하는데 수정 용접 횟수에 상관없이 모든 시험편은 요구 기준을 만족하였다. 그림 6b는 수정 용접 횟수에 따른 FL20 위치에서의 충격시험편 3개의 평균 결과이며, 그림 6c는 FL20 충격시험편 개별값 비교를 나타내었다. 수정 용접 횟수가 증가하면서 특히 RW3 시편은 OR 시편보다도 높은 충격 에너지 값을 보였고, RW3의 sample 2가 이상적으로 높은 충격값을 보이는 것을 제외한다면 전반적으로 충격 에너지 값은 수정 용접 횟수 5회까지 감소하지 않았다. 미해군 규정의 HAZ 충격시험은 개별값 27 J 이상과 평균값 35 J 이상을 요구하는데 본 연구의 모든 시험편은 요구 기준을 만족하였다.
표 3은 OR–RW5의 용접부 인장시험 결과를 나타냈으며 파단은 모두 모재에서 발생하였다. HY100강 WPQT 인장시험의 요구조건은 770 MPa이며, 인장시험 결과는 요구조건을 모두 만족하였다. OR부터 RW5까지의 인장강도는 차이가 없었으며 파단 위치가 모재이므로 HAZ의 인장강도가 모재보다 높았다.
3.3 수정 용접 횟수에 따른 열영향부 미세조직 거동
3.3.1 수정 용접 열영향부 재가열에 따른 결정립 변화
그림 7은 HY100강 모재의 SEM 이미지이며 PAGS 평균은 12.3 ± 3.9 μm로 나타났다. 미세 분산된 탄화물 입자들이 확인되며 템퍼드 마르텐사이트와 베이나이트의 래스와 패킷의 경계가 뚜렷이 관찰되고, 미세구조가 균일하여 열처리 공정을 거쳐서 일관된 기계적 특성을 가지고 있다고 판단된다[30].
그림 8a는 RW1과 RW5의 HAZ를 LOM으로 500배 배율로 관찰한 결과이며 그림 8b는 SEM으로 5,000배 배율로 관찰한 미세조직이다. LOM과 SEM에서 결정립이 잘 나타나며 FL로부터 0.5 mm 간격으로 모재 방향으로 접근할수록 PAGS가 미세하게 감소하고 미세한 석출물의 분포를 나타내었다. 따라서 FL20은 TP와 미세한 PAGS로부터 FGHAZ로 판단된다[33]. FL에서 0.5 mm 간격으로 떨어진 HAZ의 위치별 PAGS는 RW5가 RW1보다 큰 미세조직을 보였다. FL20에서 RW1은 래스 경계의 구분이 어려운 형태의 미세한 PAGS와 석출물 분포를 나타냈으며, RW5는 PAGS가 조대해지고 SEM 이미지에서 RW1보다 많은 석출물의 분포가 확인되었다. 따라서 수정 용접 횟수 증가에 따라 PAGS가 조대해지고 석출물의 분포가 증가하였다.
표 4는 OR–RW5 시편의 FL20 위치에서 측정한 포인트 수, PAGS 평균과 표준편차 그리고 NTC를 나타내었다. AC1–AC3보다 높은 온도의 열영향을 반복적으로 받은 횟수(NTC)는 OR 2회, RW1 4회, RW3 8회 그리고 RW5 12회로 증가할수록, PAGS 평균값은 OR과 RW1이 유사하고 RW3과 RW5가 유사하며, RW3과 RW5가 OR과 RW1보다 약 2배 큰 크기로 증가하였다. 압연강재인 모재(PAGS 12.3 ± 3.9 μm)는 NTC 증가에 따라 열영향을 반복적으로 받게 되어 재결정(recrystallization)을 나타내고, 열역학적으로 결정립계 면적이 축소되는 결정립 성장(grain growth)을 나타낸다[34]. 따라서 PAGS 변화는 OR, RW1, RW3 그리고 RW5까지 NTC와 비례하여 증가하였고, RW3과 RW5의 PAGS는 큰 차이가 없이 약 6 μm에 수렴하였다. 따라서 FL20 위치에서 반복되는 열영향에 의한 재결정과 결정립 성장으로 강도와 경도에 큰 영향을 주는 것으로 알려진 PAGS는 수정 용접 횟수에 따라 증가하였고, 그럼에도 불구하고 재결정 온도 영역에 노출된 FL20은 모재의 PAGS보다는 미세하였다[35].
3.3.2 수정 용접 열영향부 재가열에 따른 잔류오스테나이트, MA상 및 석출물 분포 변화
그림 9는 RW1과 RW5의 FL20에서 결정립 크기 변화, 체심입방정(body centered cubic; BCC) 및 면심입방정(face centered cubic; FCC) 구조의 분율 변화를 확인하기 위한 EBSD grain boundary (GB) map, kernel average misorientation (KAM) 그리고 phase map 분석 결과이다. GB map에서 PAG 내부 패킷(packet), 블록(block) 또는 래스(lath)의 크기 분율은 3 μm 이상 크기에서 RW1이 0.07이며 RW5는 0.5로 조대하게 변하였다. KAM 분석에서 낮은 KAM angle 분포(파란색과 녹색)를 많이 보이는 RW5가 RW1보다 낮은 내부 변형으로 균일한 미세구조임을 나타냈다. Phase map에서 BCC(회색) 구조와 FCC(검은색) 구조의 분율을 확인하였다. FCC 구조를 가지는 잔류오스테나이트(retained austenite; RA)는 반복되는 NTC로 인하여 안정성이 줄어들고 냉각 시 마르텐사이트로 변태될 수 있다. 템퍼링 온도가 300°C 이상으로 증가하면 동시에 탄소 확산으로 미세한 탄화물이 석출된다. 이로 인해 기계적 성질이 안정화되면서 충격인성이 증가할 수 있다[36]. RW1과 RW5의 FCC 분율은 0.015와 0.009로 수정 용접 횟수가 증가하면서 FCC 미세조직의 분율은 감소하였다.
그림 10은 RW1과 RW5의 FL20에서 채취한 FIB 시험편의 TEM 이미지와 SAED 결과를 나타낸다. 그림 10a는 RW1의 기지조직인 BCC 구조 이미지이며, 그림 10c는 BCC 구조의 zone axis[111 ¯ 1 ¯ 1 ¯ 1 ¯ 1 ¯ 1 ¯ 2 ¯ 2 ¯
그림 11은 RW1과 RW5에서 FL20의 석출물 분포 확인을 위하여 TEM으로 탄소 레플리카법 1 mm2 면적의 시편을 관찰한 bright field (BF) 이미지이다. 그림 11a–11c는 각각 PAG 경계와 래스 경계에 있는 석출물이며 구형 또는 바늘 형태로 불연속적으로 나타났다. 그림 11b는 결정립계의 대표적인 구형 석출물 M23C6과 M3C를 나타내었으며, 그림 11c는 결정립계의 대표적인 바늘형 석출물 M3C를 나타내었다. 그림 11d–11f는 결정립 내부의 석출물로 구형, 타원형, 막대형 그리고 불규칙한 형태로 확인되었으며, 입내의 대표적인 바늘형과 막대형 석출물 M3C를 나타내었다.
그림 12는 RW1과 RW5의 FL20 위치에서 관찰한 석출물 종류를 확인하기 위한 BF 이미지, EDS 분석 그리고 FFT 결과이다. 전반적인 EDS mapping에서 철과 크롬이 혼재하여 분포하였으며 탄소(C), 철(Fe) 그리고 크롬(Cr)을 제외한 성분들은 특정 위치에 집중되지 않고 석출물 전반에 고른 분포를 나타내었다. 그림 12b–12d는 석출물 EDS mapping의 크롬(초록색)과 철(적색)의 중첩과 개별 분포를 나타내며, M23C6은 탄소 67.3 at.%, 크롬 15.2 at.% 그리고 철 14.9 at.%로 구성되었고 기타 성분은 그림 12f와 같다. M3C는 탄소 68.3 at.%, 철 24.9 at.% 그리고 크롬 3.9 at.%이며 기타 성분은 그림 12h와 같다. 그림 12e와 12g는 각각 HR-TEM 이미지를 FFT로 분석한 M23C6과 M3C의 결과이다. 크롬은 Fe3C에 용해도가 크기 때문에 탄소강의 템퍼링 시 Fe3C의 특성과 변형에 가장 큰 영향을 미치며 크롬 함량 17–18%까지 안정적으로 고용된다[38]. 철은 Cr23C6에 용해도가 크기 때문에 철 함량 30%까지 안정적으로 고용된다[39]. 한편 열역학적 계산프로그램인 Thermo-Calc 평형상태도를 통하여 약 3%의 M23C6과 소량의 M7C3의 형성이 예상되며, 생성온도는 M23C6이 800°C 이하이며 M7C3은 700°C 이하이다. FL20은 반복되는 고온의 열영향과 후속패스 용접으로 Cr23C6은 결정립계에 석출되었는데 합금강에서 충분한 양의 철이 포함되어 있는 경우 Cr23C6은 그 구조에 철이 고용된 것으로 판단된다. Fe3C는 크롬이 원자 반경이 유사한 철을 대체할 수 있으며 크롬이 탄소에 대한 친화성이 높아 Fe3C 격자내부에 크롬과 탄소의 결합을 형성할 수 있다. 또한 M7C3은 열영향 반복과 템퍼링 과정에서 탈탄되어 저온에서 안정적인 M3C로 형성된다고 보고된다. 기지에서의 탄소가 탈탄하여 확산하고[40] 크롬과 철은 각각 Fe3C와 Cr23C6에 큰 용해도를 가지므로 석출물 종류는 90% 이상이 (Fe:Cr)3C이며 일부 (Cr:Fe)23C6이 결정립계에 존재하였다.
그림 13은 RW1과 RW5의 FL20 위치에서 탄소 레플리카법으로 측정한 석출물의 평균 면적 분율과 크기 분석 결과이다. 그림 13a에서 RW1과 RW5의 평균 면적 분율은 0.07 ± 0.03과 0.12 ± 0.03으로 나타났다. 그림 13a의 측정 분율은 Thermo-Calc 평형상태도를 통하여 예상한 약 3%(M23C6, M7C3)에 비해 높은 결과를 나타내었는데 이는 상대적으로 조대한 석출물이 많이 분포하는 결정립 경계의 TEM 이미지를 집중적으로 측정하여 재료 전반의 평균적 조건을 계산하는 Thermo-Calc 평형분율보다 다소 높게 나타났다고 판단된다. 그림 13b에서 RW1과 RW5의 평균 지름은 34.0 ± 3.9 nm와 39.1 ± 6.9 nm으로 나타났으며, 그림 13c와 13d에서 RW1과 RW5의 평균 길이는 58.8 ± 11.7 nm와 72.0 ± 11.1 nm 그리고 평균 폭이 33.7 ± 3.9 nm와 37.4 ± 6.3 nm으로 나타났다. 따라서 FL20에서 석출물 평균 크기는 RW5가 RW1보다 조대하였고 큰 면적분율을 보였다.
3.3.3 결정립 크기 변화와 석출물 분포에 따른 강도 변화
표 5는 RW1과 RW5의 FL20 위치에서 결정립 미세화와 석출물 분포에 따른 강도 변화를 나타내었다. 항복강도는 격자 마찰강도(σ0), 고용 강화 강도(ΔσS), 결정립 미세화 강도(ΔσG), 전위밀도 강도(ΔσD) 그리고 석출 강화 강도(ΔσP)의 조합으로 표현되며, ΔσG와 ΔσP는 식 (3–5)와 같다[41].
여기서 ky = 17.9 MPa [42], f = volume fraction(그림 13a), X = 석출물 평균 지름, df = PAGS 평균(표 4), D = 석출물 TEM 평균 지름(그림 13b)이다.
ΔσG는 PAGS가 조대한 RW5가 RW1보다 74 MPa 낮은 값을 가지는 것으로 계산되었고, ΔσP는 석출물 분율이 증가한 RW5가 RW1보다 32 MPa 큰 값을 가지고 있었다. RW1의 ΔσG와 ΔσP의 강도 합계는 559 MPa이며, RW5의 ΔσG와 ΔσP의 강도 합계는 517 MPa로 계산되었다. RW5는 RW1의 강도보다 42 MPa 낮은 값을 가지는 것으로 계산되었다. 따라서 인장시험(표 3)에서 RW1과 RW5의 결과가 유사하고 파단위치가 모재이며, PAGS 조대화에 따라 ΔσG는 감소하였지만 ΔσP의 증가로 보완되어 전체적인 강도변화(42 MPa)는 크지 않은 것으로 판단되며, 수정 용접 반복 횟수에 따른 FL20의 강도 영향이 없는 것이 설명 가능하다.
4. 결 론
본 연구는 HY100 고강도 저탄소강으로 맞대기 용접한 시편과 동일 위치의 용접부를 1–5회까지 수정한 용접 시편에서 반복된 수정 용접이 용접 열영향부의 기계적 성질과 미세조직에 미치는 영향에 대해 분석하였다. 이를 위해서 최고 가열 온도를 예측하고, 결정립 크기, 잔류오스테나이트 및 MA상 분석, 석출물 분석과 인장, 경도 그리고 충격시험 결과의 연관성을 설명하고, 수정 용접부의 결정립 미세화 강화, 석출 강화 분석 그리고 RA, MA 상 분석을 통하여 다음과 같은 결론을 얻었다.
수정 용접의 횟수가 5회까지 증가하여도 용접부 인장시험 결과는 총 8개의 시험편이 최소 844 MPa와 최대 856 MPa를 나타내었다. FL20의 충격시험과 경도시험 결과는 RW1이 254 ± 8 J과 367 HV10이며, RW5는 268 ± 7 J과 338 HV10을 나타내었다. 즉, 수정 용접의 횟수가 5회까지 증가하여도 FL20에서의 강도와 충격인성의 영향은 큰 차이가 없었고, 인장시험 시편의 파단은 모재에서 나타났다.
수정 용접의 횟수 증가에 따라 FL20은 열영향을 반복적으로 받았으며 OR과 RW1의 PAGS는 평균 ~3 μm이며 RW3과 RW5의 PAGS는 평균 ~6 μm로 확인되었다. OR에서 RW5까지 수정 용접 횟수 증가에 비례하여 PAGS가 커지는 경향을 보이고, RW3과 RW5에서는 PAGS가 ~6 μm에 수렴하는 경향을 보였다.
수정 용접의 횟수 증가에 따라 FL20에서 MA상은 평균 분율이 RW1은 0.015이고 RW5가 0.009임을 확인하였다. FL20의 석출물은 약 90% 이상이 (Fe:Cr)3C이며 일부 (Cr:Fe)23C6가 결정립계에 존재하며, RW5의 석출물이 상대적으로 조대하고 면적 분율도 많았다.
수정 용접의 횟수 증가에 따라 FL20의 강도 증가분(ΔσG + ΔσP)은 RW1이 559 MPa이며 RW5가 517 MPa로 비슷한 값을 가지는 것으로 계산되었다. 또한 충격인성에 큰 영향을 주는 MA상 분율이 2% 이하임을 확인하였다. 따라서 용접 입열량 범위내에서 5회까지 수정 용접을 하여도 기계적 성질에 문제가 없으며, 이는 석출 강화로 인한 강도의 보완과 MA상의 낮은 분율에 따른 충격인성 확보 때문으로 판단된다.
본 연구는 WPQT의 용접 입열량 제한(22 kJ/cm) 보다 낮은 입열량(13–16 kJ/cm)을 적용하였다. HY100강은 강도와 인성이 잘 조합된 수정 용접부 제작을 위하여 열이력을 재현하여 용접 절차서를 작성하는 것이 필요하다.
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