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1. 서 론

최근 부식성이 매우 강한 유체를 운반해야 할 경우 또는 탄소강 기반의 파이프에 화학반응 억제 작업이 경제적이지 못한 경우, 고온 및 고압의 환경, 부식이 잘 발생하는 극악의 조건과 경제성 등 다양한 문제점을 해결하기 위해 내식합금강관인 CRA(Corrosion Resistant Alloy) Pipe의 수요가 크게 증가하고 있다[1-3]. 클래드 파이프는 부식성이 강한 에너지 자원의 채굴 및 수송관으로 강관의 내벽은 CRA강을, 외벽은 일반 강재로 2개의 다른 재질을 사용하는 강관을 말한다. 이종 소재의 접합을 통해 제조된 클래드 강관은 조선해양, 석유화학, 건설, 식품산업 등 산업 전반에 걸쳐 다양하게 이용되고 있다[4-6]. 내부식 용도의 클래드 강관은 고가의 CRA 강관의 사용을 최소화하여 전체 강관의 재료비를 절감하는 것이 주된 목적이며 CRA 강으로 사용되는 스테인리스, 니켈의 가격 변동에 의한 피해를 최소화하기 위해 이용되고 있다[7,8]. 이러한 클래드 판재를 제조하는 방법에는 압연법, 폭발 압접법, 확산 접합법, 오버레이 용접법과 레이저 클래딩 방법이 이용되고 있다[9-11].

클래드 판재는 주로 스테인리스 및 Ni 판재가 내식성이 요구되는 부분에 사용되며 FCAW(Flux cored arc welding), GTAW(Gas tungsten arc welding), SMAW(Shielded Metal arc welding)와 레이저 용접 등 다양한 방법의 용접을 수행하고 있다[12-15]. 용접방법에 따른 미세조직의 변화, 인장강도 기계적 특성을 비교[16-19], 용접 시 filler metal에 따른 접합부의 기계적 특성 비교[20], Ni계 클래드 강의 입계 예민화 특성에 대한 분석[21], 및 마이크로파 에너지 기술을 통해 적층된 Ni 기반 클래드 합금의 기계적 특성 및 내부 산소 분포와 내부 산소 확산 방지 연구[22]와 용접 이후 후 열처리를 통한 판재의 석출 경화 및 미세조직의 변화 연구[23-25] 등 다양한 연구가 진행되고 있다.

그러나 현재 연구되고 있는 용접 대부분의 groove 각은 V groove 및 U groove와 같은 두께가 20 mm 이하로 낮은 판재에 적용되는 단일 groove 각이 주로 사용되고 있으며 용접 방법 또한 두꺼운 판재의 경우에만 사용되는 FCAW, 얇은 박판에만 사용되는 GTAW 용접 중 단일 용접방법을 수행하여 그에 따른 기계적 특성, 용접의 양호성 및 용접 후 열처리를 수행하였을 때에 대한 강도 개선과 같은 결과를 고찰하는 경우가 대부분이다. 즉, 두 가지 용접법을 혼합하였을 때 어떠한 영향을 미치는지에 대한 연구는 미흡하다. 또한 위와 같이 실제 용접 조건을 토대로 전산모사를 이용하여 용접 공정에서의 발생하는 결과를 고찰하는 경우는 매우 적다. 기술의 발달로 인해 전산모사를 이용하여 실제 공정과 동일한 조건을 입력하면 그에 따른 잔류응력, 변형량 등의 용접 이후 발생할 수 있는 결과값을 예측하는 것이 가능해짐에 따라 많은 산업에서 이용하고 있는데 이는 용접 공정에서도 적용되고 있다[9,26-29]. 따라서, 작업의 효율성과 경제성을 극대화 하기 위해서 전산모사를 이용하여 용접 시 발생할 수 있는 공정변화를 미리 예방하고 최적화된 용접 조건을 도출하여 실제 용접 공정을 수행하지 않고 그 결과값을 예측하여 작업의 경제성과 효율성을 향상하는 것이 필요하다.

본 연구에서 사용된 클래드 강은 Ni 825/A516-70N 클래드 강을 실험실 스케일의 판재로 double U groove의 시험편을 제작하여 맞대기 용접을 실시하였다. 클래드 강관의 경우 값이 비싼 CRA 합금의 사용량을 최소화하여 경제적 효과를 증대하기 위해 적용된 방법이므로 double U groove를 사용하는 것은 사용되는 용가재의 양을 줄이고 용접 수행 시간을 줄일 수 있기 때문에 double U groove를 사용하는 것은 경제적 효과를 극대화하는 것에 부합하기 때문에 double U groove의 개선각을 이용하여 용접 공정을 수행하였다. 두꺼운 판재에 사용되는 FCAW와 얇은 박판에 적용되는 GTAW 용접 방법 이 두 가지 혼합 용접의 공정이 클래드 강에 미치는 영향을 평가하기 위해 FCAW + FCAW와 FCAW + GTAW 용접 후 시험편 용접의 양호성, 경도, 인장시험과 미세조직을 비교 분석하였다. 또한 SYSWELD를 이용하여 Ni 825/A516-70N 클래드 강의 Demo Vessel 압력용기와 동일한 크기의 모델링을 실시하였으며 실험을 통해 도출한 최적의 열원 조건과 같은 조건으로 double U groove 시험편의 각 용접 방법에 따른 전산모사의 결과를 고찰하였다.

2. 실험 방법

그림 1은 실제 용접 시험편과 전산모사를 비교하기 위해 실시한 실제 용접의 용접 방법을 모식도로 나타내었다. Ni 825/A516-70N 클래드 판재는 실험실 스케일의 실제 용접을 수행하기 위해 300 × 300 × 33.5(30 t + 3.5 t) mm (width × length × thickness)로 가공하였다. 각 시험편은 용착 금속의 양과 패스 수를 적게 형성하는 double u groove를 사용하였으며 Ni 825를 포함하는 윗부분은 용접 시 발생할 수 있는 Ni의 박리 현상을 방지하기 위해 Ni 825와 A516-70N의 사이에 3 mm 정도의 개선각과 용입 불량을 방지하고 원활한 용접을 위해 5 mm의 개선각을 낸 후 R = 6의 반지름의 원 형상과 8°의 개선각을 내었다. 그림 1 (a)의 FCAW + FCAW 용접 시험편의 경우 Ni 825 용접에 ERNiCrMo-3, 중간재로 ER 316L과 A516-70N은 E71T-1C를 사용하여 각 용접부에 FCAW 용접방법을 수행하였다. 용접 수행 시 각각의 시험편은 과도한 변형을 방지하기 위해 클램프를 판재의 끝부분에 한 개씩 사용하여 고정되었으며, FCAW 용접 조건은 E71T-1C 1 ~ 6 번 비드 6 pass, ER 316L은 7 ~ 9 번 비드 3 pass, ERNiCrMo-3는 10 ~ 15 번 비드 6 pass 용접을 수행하였다.

Fig. 1.

Ni 825/A516-70N 클래드 강의 (a) FCAW + FCAW 및 (b) FCAW + GTAW 용접 방법 모식도

그림 1 (b)의 FCAW + GTAW 용접 시험편의 경우 Ni 825 용접에 ERNiCrMo-3, 중간재로 ER 316L과 모재부는 E71T-1C를 사용하였으며 ERNiCrMo-3와 ER 316L 용접 시 GTAW 용접을 사용하였으며 E71T-1C은 FCAW 용접 방법을 사용하여 용접을 수행하였다. 용접 시 FCAW와 GTAW 용접 모두 weaving하여 용접을 수행하였으며, 용접 조건은 E71T-1C 1 ~ 6번 비드 6 pass, ER 316L 용접 시 7 ~ 14번 비드 8 pass, ERNiCrMo-3 용접 시 15 ~ 24번 비드 10 pass 용접을 실시하였다. 자세한 용접 조건은 표 1에 도시하였으며 용접 방법에 따른 기계적 특성과 미세조직을 비교 분석하였다. SEM(scanning electron microscopy)을 통한 미세조직은 JEOL 사의 JSM-IT700HR을 통해 분석하였으며 기계적 물성을 파악하기 위해 Vickers hardness 및 인장시험을 수행하였다. 인장시험의 경우 ASME 규격에 따라 축소 가공하여 진행하였으며 용접 후 변형량은 Bridge Cam gauge를 통해 각 클래딩 판재의 Ni부의 중심의 변형량을 측정하였으며 Ni 825, ERNiCrMo-3, ER 316L, A516-70N와 E71T-1C의 자세한 조성은 표 2에 도시하였다.

Table 1.

FCAW 및 GTAW 용접 방법에 따른 용접 조건표

Table 2.

용접 판재 및 용가재 화학 조성표 (at. %)

그림 2(a)는 각 용접 방법에 따른 시험편의 경도 측정 방법 모식도와 그림 2(b)는 봉상 인장 시험편 외관 이미지 2(c)는 bridge cam gauge를 이용한 용접 후 변형량 측정 방법이다. 경도와 인장 시험을 통해 용접된 클래드 판재의 기계적 특성을 분석하였으며, 용접 방법에 따른 기계적 특성 평가를 위해 경도 시험은 Matsuzawq사의 JP/MMT-X7 마이크로 경도시험기로 left, middle과 right 방향 각각 세 방향으로 수행하여 용접부와 모재부의 경도를 측정하였다. 봉상 인장시험편의 경우 용접 후 200 mm × 20 Ø의 규격으로 제작되어 Galdabini사의 만능시험기로 봉상 인장시험을 수행하였다. FCAW 및 GTAW 용접 후 변형량의 측정은 bridge cam gauge를 한쪽 판에 수평하게 고정시킨 이후 gauge를 이동하여 변형량을 측정하였다.

Fig. 2.

Ni 825/A516-70N 클래드 강의 (a) 경도 측정 방법 모식도 및 (b) 봉상 인장 시험편 외관사진 (c) 용접 변형률 측정 방법

그림 3은 전산모사 시 사용되는 용접 조건인 L(Length), W(witdh)와 P(Penetration)를 설명하기 위해 모식도로 도시하였다. 위의 L, W, P는 전산모사를 통해 열 해석 시 용접 비드의 열원 형상 조절에 대한 변수로 사용된다. 용접 전산모사에 앞서 열원의 형상 조절은 적합한 열원 형성을 위해 필수로 진행되어야 하며, 전산모사의 설정에서 L은 열원의 Z축, W는 비드의 X축 방향 최대길이와 P는 비드의 Y축 방향 최대길이로 사용된다. 위 L, W, P 값은 실험실 스케일의 용접을 수행한 후 형성되는 1 Pass의 L (길이), W (너비), P (깊이)를 각각 측정하여 전산모사에 동일한 값을 입력하였으며 각각의 값은 FCAW + FCAW의 경우 L은 300 mm, W는 10.24 mm, P는 5.81 mm이며 FCAW + GTAW의 경우 L은 300 mm, W는 11.14 mm, P는 5.52 mm이다. 또한 전산모사에서도 실험실 스케일의 용접이 클램프로 각 끝단을 구속한것과 동일한 방법으로 구속 조건을 사용하였으며, 위 조건의 L, W, P를 이용하여 전산모사 용접 시 적합한 열원을 파악하고 열 해석, 잔류응력 및 Y 축의 각 변형량을 측정하였다.

Fig. 3.

열원 형상 제어의 변수 설정 (a) 길이 방향과 (b) 폭 제어변수 설정 모식도

그림 4는 전산모사를 통한 용접 방법에 따른 잔류응력과 각 변형량을 예측하기 위해 Demo vessel 압력 용기와 동일한 사이즈의 모델링 모식도이다. Head부의 폭은 1400 mm, 반지름은 약 700 mm이며 Shell부의 길이는 2000 mm로 모델링 하였다. 클래드 판재의 두께는 Ni 825의 두께를 3.5 t와 A516-70N의 두께를 30 t로 총 33.5 t로 Demo vessel 또한 판재와 동일한 두께로 모델링하여 전산모사를 통해 용접 방법에 따른 잔류응력 및 각 변형량을 비교 분석하였다.

Fig. 4.

Ni clad 의 Demo Vessel 사이즈 모식도

3. 결과 및 고찰

그림 5는 용접 방법에 따른 Ni 825/A516-70N 클래드 판재의 (a) FCAW + FCAW와 (b) FCAW + GTAW 용접 후 외관 사진으로 용접부 단면 사진을 하단에 삽입하였다. 단면에서도 나타나듯 FCAW와 GTAW의 용접 시 weaving 하여 용접을 수행하였으며, 용접부 용접 시 발생한 변형량은 FCAW + FCAW 용접을 수행한 시험편의 경우 1.3 mm, FCAW + GTAW를 수행한 시험편의 경우 3.2 mm가 발생하였다. 이는 FCAW 용접의 경우 용접 속도가 빠르고 pass의 수가 비교적 적고 GTAW의 용접의 경우 비교적 용접 속도가 느리며 pass의 수가 더 많기 때문에 FCAW + GTAW 용접을 수행한 시험편의 각 변형량이 더 크게 나타난 것으로 사료된다.

Fig. 5.

용접 방법에 따른 Ni 825/A516-70N 클래드 강의 (a) FCAW + FCAW와 (b) FCAW + GTAW 용접의 외관용접 시험편외관 사진

그림 6은 그림 2(a)의 방식으로 측정한 FCAW + FCAW와 FCAW + GTAW 용접을 수행한 시험편의 (a) left, (b) right 와 (c) middle의 비커스 경도 시험 결과이다. FCAW + FCAW 용접을 수행한 시험편의 left의 평균 경도는 ERNiCrMo-3 223.2 HV, ER 316L 259.3 HV와 E71T-1C 332.2 HV, right의 평균 경도는 ERNiCrMo-3 224.5 HV, ER 316L 410.7 HV와 E71T-1C 396.5 HV로 나타났으며 middle의 평균 경도는 ERNiCrMo-3 167 HV, ER 316L 208.5 HV와 E71T-1C 325.5 HV로 나타났다. 또한 FCAW + GTAW 용접을 수행한 시험편의 left의 평균 경도는 ERNiCrMo-3 224.5 HV, ER 316L 286.8 HV와 E71T-1C 284.8 HV, right의 평균 경도는 ERNiCrMo-3 236 HV, ER 316L 482 HV와 E71T-1C 353.2 HV로 나타났으며 middle의 평균 경도는 ERNiCrMo-3 212.4 HV, ER 316L 211.9 HV와 E71T-1C 352.9 HV의 결과가 나타났다. 즉, 시험편의 모든 부위에서 대부분 FCAW + GTAW의 용접을 수행한 시험편이 높은 경도값을 나타냈다. 이는 GTAW의 용접 layer 두께가 낮아 빠른 냉각으로 인해 조직이 미세화되어 발생한 결과로 사료된다.

Fig. 6.

FCAW + FCAW 와 FCAW + GTAW 용접을 수행한 시험편의 (a) left, (b) right 와 (c) middle 의 비커스 경도 시험 결과

Table 3.

FCAW + FCAW와 FCAW + GTAW 시험편의 위치에 따른 평균 비커스 경도값

그림 7은 (a) FCAW + FCAW와 (b) FCAW + GTAW 용접을 수행한 Ni 825/A516-70N 클래드 판재 봉상 인장시험 결과이다. FCAW + FCAW 용접을 수행한 시험편은 532.1 MPa의 최대 강도를 나타냈으며 374 MPa에서 항복이 발생하고 12.7 %의 연신율을 나타냈지만, FCAW + GTAW 용접을 수행한 시험편은 546 MPa의 최대강도, 369.9 MPa에서 항복이 발생하였으며 14.2 %의 연신율을 나타내었다. 즉, FCAW + GTAW 용접은 항복응력은 낮으나 최대응력과 연신율은 더 우수한 결과를 나타냈다. 이는 앞서 경도 실험과 같이 FCAW + GTAW의 용접의 layer의 두께가 낮아 비교적 빠른 냉각속도에 의한 결정립 미세화로 인해 최대응력이 높고 연신율 또한 향상된 것으로 사료된다. 따라서 용접 방법에 따른 미세조직이 필수적이기 때문에 SEM 이미지를 통해 미세조직을 분석하였다.

Fig. 7.

(a) FCAW + FCAW 와 (b) FCAW + GTAW 용접을 수행한 Ni 825/A516-70N 클래드 판재 봉상 인장시험 결과

그림 8은 각 용접 방법에 따른 Ni 825/A516-70N 클래드 판재의 ERNiCrMo-3/ER 316L 경계부 미세조직 SEM 이미지이다. FCAW + FCAW 용접을 수행한 시험편은 용접 시 layer의 두께가 크기 때문에 냉각속도가 느린것이 조직에 영향을 미친것으로 판단된다. 따라서 용접부 조직이 FCAW + GTAW의 용접 시험편보다 조대한것으로 사료된다. 또한 FCAW + GTAW 용접을 수행한 시험편의 미세조직이 더 조밀한것으로 나타났다. 이는 GTAW의 경우 pass 수는 더 많지만 용접 layer의 두께가 얇아 용접 후 냉각속도가 더 빠르기 때문에 조밀하게 나타난것으로 사료된다.

Fig. 8.

(a) FCAW + FCAW 용접과 (b) FCAW + GTAW 용접을 수행한 Ni 825/A516-70N 클래드 판재의 ERNiCrMo-3/ ER 316L경계부 미세조직 SEM 이미지

그림 9는 각 용접 방법에 따른 Ni 825/A516-70N 클래드 판재의 ER 316L/A516-70N 경계부 미세조직 SEM 이미지이다. FCAW + FCAW 용접을 수행한 시험편은 용접 시 layer의 두께가 크기 때문에 용접 pass의 내부 온도로 인해 냉각속도가 느린것이 조직의 조대화에 영향을 미친것으로 판단된다. 또한 FCAW + GTAW 용접을 수행한 시험편의 미세조직은 조밀한것으로 나타났다. 이는 앞서 언급한 바와 같이 용접 시 layer의 두께가 작아 각 pass의 냉각속도가 더 빠른것을 나타낸다. 또한 각 용접부의 경계부 SEM 이미지를 통해 pore가 관찰되지 않았다. 따라서 다음으로 Mapping 분석을 통해 입계 예민화 현상에 발생하는 Ni 혹은 Cr의 탄화물의 석출이 발생하는지 확인하여 용접 조건이 양호한지 확인하고자 하였다.

Fig. 9.

(a) FCAW + FCAW 용접과 (b) FCAW + GTAW 용접을 수행한 Ni 825/A516-70N 클래드 판재의 ER 316L/A516-70N 경계부 미세조직 SEM 이미지

그림 10(a)는 FCAW + FCAW 용접을 수행한 Ni 825/A516-70N 클래드 판재의 ERNiCrMo-3/ ER 316L 경계부 (b) ER 316L/A516-70N 경계부 BSE 및 Mapping 이미지이다. 각각의 이미지는 용접 후 입계에 발생하는 Ni 혹은 Cr의 석출상 즉, 입계 예민화 현상이 발생하는지 확인하기 위해 분석하였으며 각각의 이미지에서 석출상 혹은 탄화물의 생성은 나타나지 하지 않은 것으로 확인된다. 따라서 용접 조건이 용접을 수행하는데 적합한 조건인것으로 판단되며 따라서 앞서 분석을 통해 용접 후 경계면에서 pore 혹은 입계 예민화 현상은 나타나지 않은 것으로 사료된다.

Fig. 10.

FCAW + FCAW 용접을 수행한 Ni 825/A516-70N 클래드 판재의 (a) ERNiCrMo-3/ ER 316L 경계부 (b) ER 316L/A516-70N경계부 BSE 및 Mapping 이미지

그림 11(a)는 FCAW + GTAW 용접을 수행한 Ni 825/A516-70N 클래드 판재의 ERNiCrMo-3/ ER 316L 경계부 (b) ER 316L/A516-70N 경계부 BSE 및 Mapping 이미지이다. 앞서 분석과 동일하게 용접 후 Ni 혹은 Cr의 석출상은 확인되지 않았다. 즉 표 1에 도시한 각각의 용접 조건은 위 용접을 수행하는데 양호한 조건이며 이에 따라 용접 후 각각의 경계 부분에서 pore 혹은 입계 예민화 현상이 발생하지 않은것으로 판단된다. 따라서 위 용접 조건을 전산모사에 입력하여 실험실 스케일과 동일한 사이즈의 맞대기 용접과 Demo Vessel 사이즈의 용접 시 나타나는 결과를 예측하고자 하였다.

Fig. 11.

FCAW + GTAW 용접을 수행한 Ni 825/A516-70N 클래드 판재의 (a) ERNiCrMo-3/ ER 316L 경계부 (b) ER 316L/A516-70N경계부 BSE 및 Mapping 이미지

그림 12 (a)는 전산모사를 통해 결과를 도출하기 위해 필수적으로 수행해야 하는 모델링 및 열 해석 과정이다. 전산모사를 통해 형상, 용접 비드의 pass 수, 소재 등의 조건을 입력하여 분석 시 원하는 형태를 모델링 하였다. 그림 12 (b)는 형성한 모델에 전산모사를 통해 용접을 수행할 때 열 해석의 결과이다. 이는 앞서 그림 3의 L, W, P를 입력하고 전류, 전압, 와이어 송급속도, 용접속도 및 입열량을 입력하여 형성되는 열의 형상 및 부위별 온도를 확인 할 수 있다. 따라서 전산모사를 통해 표 1의 실험실 스케일의 용접 조건과 동일한 용접 조건으로 맞대기 용접을 통해 전산모사의 유효성을 확인하고 Demo vessel 사이즈의 L-seam 및 C-seam의 용접을 수행하였을 때 잔류응력과 각 변형량을 분석하였다.

Fig. 12.

SYSWELD 전산모사를 통한 (a) 모델링 및 (b) 열 해석 이미지

그림 13은 각 용접 방법에 따른 Ni 825/A516-70N 클래드 판재의 맞대기 용접의 전산모사를 통한 잔류응력 및 각 변형량의 해석 결과이다. 전산모사의 결과를 더 자세하게 나타내기 위해 확대한 그림을 단면도 및 평면도로 삽입하여 도시하였으며 FCAW + FCAW 용접을 수행한 시험편은 872 MPa의 잔류응력과 1.5 mm의 각 변형량이 발생하였다. FCAW + GTAW 용접을 수행한 시험편은 865 MPa와 3.6 mm의 각 변형량을 나타내었다. 또한 실험실 스케일의 용접에서 변형량은 FCAW + FCAW 1.3 mm와 FCAW + GTAW 3.2 mm로 전산모사의 해석 결과와 매우 유사한 값이 도출되었다. 이를통해 전산모사의 신뢰성을 입증하였으며 Demo vessel 사이즈의 L-seam 및 C-seam 용접에서 각 용접 방법에 따른 잔류응력과 각 변형량을 비교하였다.

Fig. 13.

Ni 825/A516-70N 클래드 판재의 맞대기 시험편 FCAW + FCAW 용접의 (a) 잔류응력, (b) 각 변형량과 FCAW + GTAW 용접의 (c) 잔류응력 및 (d) 각 변형량 해석 결과

그림 14는 실험실 스케일의 용접 조건과 동일한 조건을 입력한 Ni 825/A516-70N 클래드 판재의 Demo vessel 사이즈의 (a) L-saem과 (b) C-seam 모델링 및 열 해석 결과이다. 모델링 이후 수행한 열 해석 결과 입력된 열원 조건에 의해 Demo vessel의 외부와 내부 및 전반적으로 용착부 형성이 양호한것으로 확인되었다. 따라서 입력된 용접 조건은 적합한것으로 판단되어 각 용접 방법에 따른 잔류응력 및 각 변형량을 분석하였다.

Fig. 14.

Ni 825/A516-70N 클래드 Demo Vessel 의 (a) L-seam 과 (b) C-seam 열 해석 결과

그림 15는 Ni 825/A516-70N Demo vessel의 L-seam의 용접 방법에 따른 잔류응력 및 변형량 해석 결과로 FCAW + FCAW 용접을 수행한 경우 852 MPa의 잔류 응력과 2.3 mm의 각 변형이 나타났다. 또한 FCAW + GTAW 용접을 수행한 경우 849 MPa의 잔류 응력과 2.9 mm의 각 변형이 발생하였다. 이는 앞서 맞대기 용접의 전산모사와 동일하게 FCAW + GTAW의 용접이 잔류응력은 FCAW + FCAW 용접에 비해 낮지만 변형량의 경우 FCAW + GTAW의 용접 방법이 높게 나타났다.

Fig. 15.

Ni 825/A516-70N Demo vessel 의 L-seam FCAW + FCAW 용접의 (a) 잔류응력, (b) 각 변형량과 FCAW + GTAW 용접의 (c)잔류응력 및 (d) 각 변형량 해석 결과

그림 16은 Ni 825/A516-70N Demo vessel의 C-seam의 용접 방법에 따른 잔류응력 및 변형량 해석 결과로 FCAW + FCAW 용접을 수행한 경우 930 MPa의 잔류응력과 0.7 mm의 각 변형이 나타났다. 또한 FCAW + GTAW 용접을 수행한 경우 920 MPa의 잔류응력과 0.9 mm의 각 변형이 발생하였다. 이는 L-seam의 전사모사와 동일하게 FCAW + FCAW의 용접에서 발생하는 잔류응력이 높지만 변형량은 FCAW + GTAW 용접 방법에서 높은것으로 나타났다. 위 결과를 종합하여 표 4에 도시하였으며 따라서 FCAW + GTAW 용접을 수행하였을 때 느린 용접속도, FCAW + FCAW 보다 많은 pass의 수 및 느린 냉각속도에 의해 발생하는 변형량이 더 큰것으로 사료된다.

Fig. 16.

Ni 825/A516-70N Demo vessel 의 C-seam FCAW + FCAW 용접의 (a) 잔류응력, (b) 각 변형량과 FCAW + GTAW 용접의 (c)잔류응력 및 (d) 각 변형량 해석 결과

Table 4.

용접 방법과 조건에 따른 잔류응력 및 변형량 결과

4. 결 론

본 연구는 실험실 스케일의 double U groove 각의 Ni 825/A516-70N 클래드 판재에 FCAW + FCAW와 FCAW + GTAW 용접을 수행하여 각 용접 방법이 미치는 기계적 특성 및 조직의 차이를 비교 분석하였다. FCAW + FCAW 용접은 FCAW + GTAW 용접에 비해 용접 속도가 빠르고 pass의 수가 적어 실험실 스케일 및 전산모사의 결과에서 발생하는 잔류응력 및 각 변형량이 더 낮을것으로 예측되었다. 실제 용접 수행 결과 FCAW + FCAW 용접을 수행한 시험편은 1.3 mm와 FCAW + GTAW 용접을 수행한 시험편은 3.2 mm로 FCAW + GTAW를 수행한 시험편의 각 변형이 더 크게 발생하였다. 또한 용접 조건의 적합성을 확인하기 위해 SEM 및 Mapping 분석을 수행한 결과 용접 후 pore 및 입계 예민화는 관찰되지 않았으며 이는 용접 조건이 양호하며 적합한 용접 조건으로 수행된 결과로 생각된다.

기계적 특성을 확인하기 위해 비커스 경도 및 인장시험을 수행한 결과 FCAW + FCAW 용접을 수행한 시험편의 용접을 수행한 모든 부위에서 FCAW + GTAW의 경도값이 더 높은 경향을 나타내는 것을 알 수 있다. 인장시험을 통해 비교한 결과 FCAW + FCAW 시험편의 경우 최대강도 532 MPa, 항복강도 374 MPa, 연신율 12.7 %로 나타난 반면 FCAW + GTAW 시험편은 최대강도 546 MPa, 항복강도 369 MPa, 연신율 14.2 %로 나타났다.

실험실 스케일의 용접과 동일한 조건으로 전산모사를 통해 맞대기 용접의 계산을 수행하였을 때 용접방법에 따른 잔류응력 및 각 변형량은 FCAW + FCAW의 경우 872 MPa와 1.5 mm, FCAW + GTAW의 경우 865 MPa와 3.6 mm로 각 변형량을 실험실 스케일의 용접과 비교하였을 때 FCAW + FCAW의 경우 1.3 mm, FCAW + GTAW의 경우 872 MPa와 3.2 mm로 유사한 값이 도출되어 전사모사의 합리성을 제시하였다. 동일한 용접조건으로 Demo vessel 사이즈로 전산모사를 통해 L-seam 및 C-seam의 용접을 수행한 결과 L-seam에서 잔류응력 및 각 변형량은 FCAW + FCAW의 경우 852 MPa와 2.3 mm, FCAW + GTAW의 경우 849 MPa와 2.9 mm로 나타났으며 C-seam에서 잔류응력 및 각 변형량은 FCAW + FCAW의 경우 930 MPa와 0.7 mm, FCAW + GTAW의 경우 920 MPa와 0.9 mm로 나타났다.

즉, 전산모사를 통해 FCAW + GTAW 용접을 수행한 모든 결과에서 각 변형량이 더 높게 나타났다. 실험실 스케일의 용접과 전산모사를 통한 용접의 유사성이 확인되었으므로 본 논문에서 제시한 용접조건 으로 실제 부품의 용접을 수행하였을 때 유사한 결과가 나타날 것으로 사료되며 내부식성을 감소시키는 입계 예민화 현상도 발생하지 않아 부식 환경에 사용되는 해양 플랜트 및 압력 용기에 적용 가능할 것으로 사료된다.

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