KR100375544B1 - 레이저 빔에 의한 열간 압연 강재의 맞대기 용접 방법 및 그것을 위한 장치 - Google Patents

Abstract

레이저 빔을 사용하여 복수개의 열간 압연 강재를 결합함으로써 연속 열간 압연하는 동안 스피킹 및 멜트 다운없이 평평한 바닥을 가진 비드 형상을 얻고 용접 비드부에서 균일한 투과 깊이를 형성하기 위해서, 다음과 같이, (A) 레이저 출력과 빔 직경 그리고 중심 가스의 종류와 유량에 의해 결정되는 기준 플라즈마 직경의 0.2 배 내지 0.5 배 만큼 거리로 레이저-유도 플라즈마의 중심이 레이저 빔의 중심으로부터 용접 방향으로 변위된 상태에서 용접이 수행되는 것을 포함하는 레이저 빔의 광축에 대칭되게 용접부에 대항하여 중심 가스를 분사하는 한편 측부로부터 측방 가스를 분사하여 레이저 빔에 의해 열간 압연 강재를 맞대기 용접하는 방법과, (B) 선행하는 강재의 후단과 후행하는 강재의 전단을 서로 맞대고 맞대어진 부분이 레이저 빔으로 가용접되는 방법으로서, 다수개의 열간 압연 강재들을 결합하고 결합된 강재들을 연속적으로 열간 압연하여 열간 압연 강재 또는 강대를 생산하는 동안, 상기에서 언급한 레이저 용접시 맞대어진 선을 따라 2 내지 10 m/min 의 속도로 레이저 빔으로 주사하고, 동시에 맞대어진 선에 수직인 방향으로 40 내지 80 Hz 의 진동수와 0.4 내지 1.0 mm 의 진폭으로 레이저 빔을 진동시키는 것을 포함하는 레이저 빔에 의해 가용접하는 방법이 사용된다.

다른 방법으로, (C) 용접 비드내 기공의 형성을 방지하고, 용접 비드부에서 균일한 침투 깊이를 형성하고, 스피킹 및 과도한 투과 없이 평평한 바닥을 가지는 비드 형상을 얻기 위해서, 알루미늄, 실리콘, 티타늄, 망간 중 하나 또는 두개 이상의 원소를 0.05 내지 3% 포함하는 철계 모재(iron series base material)의 용가 와이어가 용접부에 공급되면서 레이저 용접이 행해진다. 또한, (D) 높은 공급 정확성을 가지고 맞대는 부분에 용가 와이어를 공급하기 위해서,용가 와이어 (W)는 만곡 부를 가진 와이어 공급 노즐을 통하여 관통하고, 용가 와이어는 용접 라인을 따라 용접 지점을 향하여 공급된다.

Description

레이저 빔에 의한 열간 압연 강재의 맞대기 용접 방법 및 그것을 위한 장치 {METHOD AND APPARATUS FOR BUTT WELDING OF HOT ROLLED BILLET WITH LASER BEAM}

열간 압연 라인에서 슬라브나 시트 바와 같은 강재를 연속적으로 열간 압연하기 위해서 선행하는 강재의 후단부를 후행하는 강재의 전단부에 레이저 빔으로 맞대기 용접(가용접)을 하여 왔다.

도 1 에 보인 바와 같이, 고에너지 빔인 레이저 빔(LB)에 의한 용접법의 원리는 용가 와이어(W)가 와이어 공급 노즐(NW)로부터 공급되는 동안 초점이 집중된 레이저 빔(LB)을 작업편(S)에 조사(照射)하여 가장 높은 에너지 밀도를 갖는 영역인 키홀(keyhole)(K)을 열공급원으로서 형성하는 것과, 그리고 상기 키홀을 주사(走査)하는 것이다.

원통형으로 금속이 증착된 영역인 키홀(K)이 주사될 때, 주변의 용융된 지역은 레이저 빔(LB)이 지나감에 따라 점차 고체화되어 용접 비드를 형성하고, 작업편 (S)이 맞대기 용접된다. 상기 키홀(K)은 레이저 용접하는 동안 증기압과 키홀(K) 내부의 증착된 금속의 중력 사이의 균형에 의해 형성된다. 키홀(K)에서 생성된 증착된 금속과 용접 가스는 레이저 유도(laser-induced) 플라즈마(P)가 된다. 레이저-유도 플라즈마(P)와 레이저 빔(LB)의 상호작용이 작업편(S)에 입사되는 에너지를 결정한다. 레이저 빔(LB)과 플라즈마(P)의 상호작용의 상태는 순간적으로 변화하고, 투과깊이(d)는 도 2 에 보여진 바와 같이 그 변화에 따라 증가하고 감소한다. 플라즈마의 양이 증가하는 때는, 레이저 빔(LB)이 플라즈마에 의해 흡수되어 레이저 빔(LB)이 작업편(S)에 도달하지 못하며 그에 의해 투과깊이(d)를 감소시킨다. 한편, 플라즈마의 양이 감소되는 때는, 레이저 빔(LB)이 작업편(S)에 용이하게 도달하여 스파이킹(spiking)을 일으키게 되고 그에 의해 투과깊이(d)를 순간적으로 증가시킨다. 특히, 25kw 이상의 출력을 갖는 레이저에 의해 용접이 수행되는 때에, 플라즈마의 크기는 매우 크게 되고, 투과깊이(d)의 변화율은 상당하게 되어 25 내지 30% 만큼 크게 된다.

열간 압연 라인에서 열간 압연 강재의 레이저 용접은, 처음의 열간 압연 강재의 온도가 900℃ 이상의 고온일 때 시작된다. 따라서 그 금속은 레이저 조사(照射)에 의해 용이하게 그의 용융점까지 가열되고 플라즈마가 된다. 레이저 빔과 레이저-유도 플라즈마의 상호 작용은 플라즈마의 확장과 수축을 반복하도록 활성화되고 그에 따라 플라즈마 생성 지역을 불안정하게 한다. 그 결과, 스파이킹이 종종 일어나고, 투과깊이의 변화가 증가한다. 투과깊이의 증감이 현저하게 되는 때는, 강재들이 연속 열간 압연에서 전단 작업후 맞대기 용접되는 경우에는 압연하는 동안 이음부(joint)가 파손되지 않도록 함을 목적으로 하는 결합 면적율(bonding area ratio)의 확보가 매우 어렵다. 또한, 홈 맞대기 용접에 대해서, 스파이킹에 의해 투과깊이(d)가 과도하게 되는 때는, 용융 금속이 도 2에 보여진 바와 같이 흘러 내린다. 즉, 소위 멜트 다운(meltdown)(MD)이 일어난다. 그 결과, 결합 면적율이 떨어질 가능성이 발생된다(도 2 의 R 부분).

추가로, 국제 공개 제WO 94/6838호는 선행하는 압연재의 후단부와 후행하는 압연재의 전단부를 서로 맞대고 맞대어진 부분을 레이저 빔으로 가용접하는 것을 포함하는 연속 열간 압연 방법을 개시하고 있다.

고속 및 깊은 투과능력에 비추어 레이저 용접이 열간 압연 라인에서의 가용접에 적합하긴 하나, 오프셋(offset)을 형성하기 쉬운 단점이 있다. 그러한 단점을 극복하기 위해, 일본 특허 공개 공보 8-257774호는 맞대어진 부분을 레이저 빔을 사용하여 가용접할 때 오프셋을 방지하는 방법을 개시하고 있는데, 이 방법은 레이저 빔이 맞대어진 라인(butt line)에 수직하게 평균속도 v로 진동하게 하면서, 맞대어진 선에 레이저 빔이 V의 속도로 주사되게 하는 것을 포함하여 구성되는데, 여기서 1 ≤ V/v ≤ 2, 5 m/min ≤ V ≤ 20 m/min 이다.

그러나, 상기에서 언급한 방법조차도 스파이킹의 문제와 멜트 다운 발생의 문제를 해결하지는 못하였다.

도 3은 레이저를 사용한 가용접에서 레이저 조사 지점의 보다 상세한 단면도를 보이고 있다. 열간 압연 강재(S)의 맞대어진 부분이 레이저 빔(LB)으로 조사되는 때는, 조사 지점에 키홀(K)이 형성된다. 상기 키홀(K)은 열공급원으로 작용하며, 주용융부(M1)가 형성된다. 한편, 상기 레이저 빔(LB)은 키홀(K) 내부에서 여러번 반사되어 그의 최하부로 모여 점형 열공급원(Q)을 생성한다. 상기 점형 열공급원에 의해 주용융부(M1) 아래에 부용용부(M2)가 형성된다.

상기 점형 열공급원(Q)의 성질들은 일정하지 않고 키홀(K)의 내부 형상과, 키홀(K) 내부에서 플라즈마가 된 증발된 금속의 영향과, 부용융부(M2)로의 열출력등에 따라 변화한다. 그 결과, 부용용부(M2)의 깊이는 용융부(M)의 스파이킹 또는 멜트 다운(MD)(도 2)이 일어나도록 부분적으로 증가한다.

또한, 강재의 레이저 용접에서, 기초재 (S, 도 1 참조)가 Al, Si 그리고 Ti 와 같은 탈산 효과를 갖는 원소들을 소정 함량 이상 함유하는 강인 때에는, 기공 (blow holes)이 좀처럼 생성되지 않는다. 그러나, 탈산제의 함량이 낮은 때에는, 종종 기공이 용접부에 포함된다. 특히, 고온물질이, 예를 들어 열간 압연에서 용접되어야 하는 때는, 스케일(철산화물)이 홈면에 부착된다. 스케일이 포함되어 용접이 수행될 때는, 용접 비드내에 기공들을 형성시킨다. 기공 형성 기구는 다음과 같이 설명된다. 강재나 강재 표면에 부착된 스케일에 포함된 산소가 강재 내의 탄소와 반응하여 용접시의 용융 단계에서 일산화탄소를 형성하며, 상기 일산화탄소는 응고 단계에서 비드 내부에 포착하게 된다. 용접 비드(WB) 내부의 기공들(B)은 열간 압연 강재들(S)의 결합 강도를 감소시킴은 물론 도 4에 보여진 바와 같이 투과깊이 d의 증감에 관련된다. 즉, 기공들 중 임의의 것은 일산화탄소 기체를 형성하는 때에 용융부를 깊이 방향으로 밀어 투과깊이 d를 순간적으로 △d 만큼 증가시킨다. 상기 현상에 따라 스파이킹이 종종 일어나며, 투과깊이의 편차 Bd는 증가하게 된다.

도 2 에 보여진 바와 같은 평균 투과깊이 d에 대한 투과깊이의 편차 Bd의 비는 편차율 Bd/d로 정의된다. 종래의 레이저 용접법에서는 상기 편차율 Bd/d는 약 20% 였다.

도 2 에 보여진 바와 같이, 상기에서 설명한 투과깊이의 편차 특히 멜트 다운(MD)에 대항하는 대응수단으로서 지금까지는 마진(margin)(A)이 남겨졌다. 예를 들어, 열간 압연 부재의 판두께가 35mm일 때, 맞대어진 부분의 유효 두께는 25mm 이고, 투과깊이가 20mm일 때 남겨진 마진(A)은 5mm가 된다.

지금까지는, 결합면적율을 확보하기 위하여 작업편의 유효한 맞대어진 두께의 거의 전부를 용접하는 것을 목적으로 하는 것이 아니라, 예를 들어 레이저 출력을 낮추거나 용접 속도를 감소시키는 등의 조작에 의해 열간 압연 강재에 대한 총 입력 에너지를 억제하므로써 투과깊이의 편차를 감소시키는 것을 목적으로 하는 방법이 적용되어 왔다.

그러나, 이러한 모든 대응수단들은 레이저 용접에 대응하는 장점인 깊은 투과능력과 고속 작업을 희생하면서 취해진 것들이고, 그들은 결합면적율 혹은 생산성의 관점에서는 불가피하게 불리하였다.

따라서 용접 비드 부의 투과깊이를 균일하게 하는 것이 요구되고, 스파이킹과 멜트 다운이 없는 평평한 바닥을 갖는 비드 형상을 얻는 것이 요구되고 있다.

슬라브와 시트 바 또는 금속 스트립과 같은 강재들을 맞대기 용접하는 데 있어 또다른 중요한 고려 사항은 용가 와이어의 공급이다.

다시 말해, 강대의 전체 폭에 걸쳐 용가 와이어와 모재를 균일하게 그리고 적절한 양으로 녹여서 혼합하는 것은 아래에 설명되는 이유들로 인해 매우 어려웠다.

(1) 강대들의 홈 면들 간의 틈이 0.05mm 내지 2.00mm 로 매우 좁으므로, 용가 와이어의 위치 제어가 어렵다.

(2) 레이저 빔의 초점 직경이 0.1mm 내지 0.8mm 로 매우 작으므로, 상기에서 언급한 바와 같이 용가 와이어의 위치 제어가 어렵다.

(3) 용가 와이어는 릴 상이나 페일 팩(pail pack) 내에 권취되어 있다가 풀리면서 맞대어진 부분에 공급된다. 그 결과, 직선 형상을 갖는 용가재 공급 노즐에 의해 용가 와이어의 권취 세트를 완전히 펴는 것이 이루어질 수 없다. 따라서 용가 와이어의 위치 제어는 어렵고, 나아가 용가 와이어가 권취됨에 따라 상기 권취 세트는 변화한다.

상기에서 설명한 이유들로 인해, 용가 와이어는 맞대어진 부분에 안정되게 공급될 수 없고, 그 결과 용가 와이어의 용융이 결여되거나 또는 설사 용융되더라도 용가 와이어가 맞대어진 부분의 틈으로 들어가지 못해 용융(fusion) 결함을 초래하게 된다.

예를 들어, 용가 와이어의 공급 위치가 초점 렌즈(focusing lens)에 의해 초점이 집중된 레이저 빔이 선행하는 강대와 후행하는 강대의 맞대어진 부분의 틈의 강대 표면과 교차하는 부분보다 높을 때는, 충분한 투과가 얻어질 수 없다. 대신에, 설사 용가 와이어가 상기 교차하는 부분에 공급되는 때라도, 상당한 권취 세트를 갖는 용가 와이어를 사용하는 것은 불충분한 투과를 야기한다. 위에 설명한 바와 같이, 용가 와이어를 사용하는 종래의 레이저 용접법에서는, 금속 스트립 (strip)의 맞대어진 부분에 용가 와이어를 안정되게 공급하는 것이 어려웠고, 소정의 용접 품질을 얻을 수 없었다(일본 특허 공개 공보 61-56791호 참조).

도 1은 일직선 와이어 공급 노즐(NW)을 사용하는 종래의 용접 헤드(H) 주변의 모식도이다. 그러한 일직선 와이어 공급 노즐(NW)이 사용되는 때는, 레이저 용접하는 동안 생성되는 레이저-유도 플라즈마(P)의 분위기 위로부터 경사지게 용가 와이어(W)가 용접 지점쪽으로 공급되어야 한다. 결과적으로, 플라즈마(P)의 열에 의해 용융되어야 하는 상기 용가 와이어(W)는 용접 지점으로부터 떨어진 위치에서 용융되고, 그 결과, 불안정하고 균일하지 못한 투과가 발생한다. 용접시 상기 용가 와이어는 상기 레이저-유도 플라즈마의 열적 영향을 겪기 쉬우므로, 용가 와이어는 낮은 위치로부터 가능한한 작업편 표면에 가깝게 공급되어 용접 지점에 가까운 위치에서 용가 와이어가 용융되도록 되어야 한다. 센서등이 복잡한 조합으로 용접 토치 근방에 설치되는 때는 상기 장치는 크게 되는데 왜냐하면 상기 일직선 와이어 공급 노즐이 공간을 요하기 때문이다. 특히, 900℃ 이상의 온도에 있는 시트 바와 슬라브와 같은 열간 압연 강재를 레이저 용접하는 경우에는, 시트 바등으로부터의 복사열에 의한 용융에 의해 보조 가스 노즐(assist gas nozzle)과 와이어 공급 노즐이 손상되게 된다. 그러므로, 그들은 용접 지점 가까이로 접근하도록 만들어지지 못한다. 따라서, 용가 와이어의 돌출된 길이는 더 연장되어야 하고, 더 높은 공급 정확도가 요구된다.

아래의 것들을 포함하여, 와이어 공급 노즐에 용가 와이어를 공급하기 위한 장치로는 지금까지는 다음의 것들이 채용되고 있었다(일본 특허 공개 공보 6-87073호 참조). 즉, 와이어 공급기가 와이어 릴 측에 제공되고 용가 와이어가 유연한 도관을 통해 와이어 공급 노즐로 밀어 넣어지는 구성의 푸쉬(push) 장치와, 와이어 공급 노즐 측에 와이어 공급기가 제공된 풀(pull) 장치와. 와이어 릴 측 및 와이어 공급 노즐 측 모두에 와이어 공급기가 각각 제공된 푸쉬-풀 장치가 채용되고 있다. 또 하나는 이중 푸쉬 장치가 있는데, 이 장치에 있어서는 와이이 릴 측 및 도관의 중간에 각각 와이어 공급기가 제공된다.

레이저 빔 용접 기계의 와이어 공급 장치에서, 와이어 공급기는 와이어 릴 주위로 권취된 용가 와이어를 잡아당기고, 이어서 용가 와이어를 와이어 공급기 아래로 제공된 와이어 공급 노즐로 도관을 통해 공급한다. 또 다르게는, 와이어 릴 주위로 권취된 용가 와이어가 와이어 공급기에 의해 잡아당겨져, 와이어 릴에 의해 일방향으로만 형성된 권취 세트를 일직선으로 되게 하는 단일의 로울러 레벨러(one roller leveler)에 의해 도관을 통해 통과한다. 그 다음에 용가 와이어는 와이어 공급기 아래로 제공되는 곧은 와이어 공급 노즐로 연속적으로 공급된다. 와이어 릴 대신에 페일 팩이 사용되는 때는, 위에서 언급한 공정과 유사하다. 용가 와이어의 권취 세트를 일직선으로 되게하기 위한 로울러 레벨러가 제공되지 않거나 또는 만약 있더라도 오직 단일의 로울러 레벨러가 제공된다.

와이어 공급 장치가 페일 팩과, 용가 와이어 공급기 그리고 용가 와이어 공급 노즐을 포함하여 구성되는 경우에는, 페일 팩 내부에서 형성되는 용가 와이어의 권취 세트와 용가 와이어가 페일 팩으로부터 잡아 당겨질 때 형성되는 용가 와이어의 비틀림 변형이, 와이어 공급 노즐을 통해 용가 와이어를 통과시킨 후에도, 완전히 일직선으로 되지 못하는데, 이는 용접시에 레이저 빔이 오프셋을 형성하도록 야기한다.

또한, 종래 일직선 용가 와이어 공급 노즐에 대해서는, 용가 와이어 릴 내에 형성된 권취 세트와 용가 와이어를 공급하는 단계에서 형성된 용가 와이어 방향에 수직 방향으로의 굽힘 변형이 용가 와이어 공급 노즐을 통해 용가 와이어를 통과시킨 후에 잔존한다. 결과적으로, 용가 와이어는 용접 지점에서 위아래 좌우로 요동하고, 목표 위치로부터 벗어나기 쉽다. 용가 와이어 공급 장치가 페일 팩과, 와이어 공급기 그리고 와이어 공급 노즐을 포함하여 구성되는 경우에는, 와이어 공급기의 비틀림이 전체 와이어 공급 장치에 누적된다. 와이어 공급이 계속되는 때는, 어떤 시점에서 비틀림 스트레인(strain)이 해제되고, 그 결과 용가 와이어의 비틀림 변형(twist deformation)이 일직선으로 펴져 용가 와이어가 원래의 형상을 회복하게 된다. 용가 와이어의 형상이 회복되는 순간에, 용가 와이어는 이동한다. 그 결과, 용가 와이어는 와이어 공급 노즐을 통과한 후 용접 지점에서 뚜렷하게 이동하여 용가 와이어가 목표 위치로부터 이동하도록 야기한다.

따라서, 용가 와이어를 맞대어진 부분에, 공급위치의 높은 정확도로, 안정된 공급을 행하는 것이 또한 레이저 빔에 의한 맞대기 용접에서 요구된다.

본 발명은 슬라브(slab)나 시트 바(sheet bar)와 같은 강재를 연속적으로 열간 압연하여 열간 압연 강판이나 열간 압연 강대를 제조하는 동안, 열간 압연 강재를 레이저 빔으로 맞대기 용접하는 방법과 그를 위한 용접 노즐, 용가 와이어 (filler wire) 공급 노즐 및 용접 장치에 관한 것이다.

도 1은 레이저 빔으로 맞대기 용접의 일반적인 방법을 나타낸 단면도이고,

도 2(a) 및 2(b)는 종래 레이저 용접 방법에 의해 형성된 투과 깊이를 나타낸 용접 비드 부분에 대한 각각의 횡단면도 및 종단면도이고,

도 3은 더욱 상세하게, 도 2(a)에서 나타낸 종래 용접 비드 부분에 대한 횡단면을 나타낸 횡단면도이고,

도 4는 도 2(b)에서 나타낸 종래 용접 비드 부분에 대한 종단면내에 분사 구를 나타낸 횡단면도이고,

도 5는 첫 번째 발명에 따른 레이저 빔에 의해 맞대기 용접의 방법을 나타낸 단면도이고,

도 6(1) 및 도 6(2)는 용접 비드 형성시 각각의 비드 깊이를 나타낸 횡단면도 및 종단면도이고,

도 7은 용접 속도와 비드 깊이(Bd/d)의 편차율사이의 관계를 나타낸 그래프이고,

도 8은 레이저 빔의 진동 진폭과 투과 깊이(Bd/d)의 편차율사이의 관계를 나타낸 그래프이고,

도 9(a) 및 9(b)는 레이저 조사 지점을 나타내는 단면도로, 여기에서 레이저 빔은 도 9(a)에서 두 번째 발명에 따라 진동되고, 종래 레이저 빔은 도 9(b)에서 진동되지 않았고,

도 10(a) 및 10(b)는 첫 번째 발명에 따른 레이저 용접 노즐에 대한, 각각의 종단면도 및 기초 도면이고,

도 11은 도 10에서 나타낸 용접 노즐의 부품 사이의 위치 관계를 나타낸 도면이고,

도 12는 레이저 용접 노즐 근처 가스 압력 분포를 측정하는 방법을 나타내는 단면도이고,

도 13(a), 13(b) 및 13(c)는 측방 가스 취부 지점과 레이저 빔 초점 지점사이의 관계 위치가 세 가지 방법으로 변할 때 가스 압력 분포를 측정하는 결과를 나타낸 그래프이고,

도 14(a), 14(b) 및 14(c)는 각각 도 13에서 나타낸 경우에서 얻어진 용접부의 형상을 나타낸 단면도이고,

도 15는 레이저 용접 노즐의 위치 변경과 투과 깊이의 편차율 사이의 관계를 나타낸 그래프이고,

도 16은 두 번째 발명을 통해 레이저 빔을 진동하는 방법을 나타낸 상면도이고,

도 17은 세 번째 및 네 번째의 레이저 빔을 통하여 맞대기 용접을 행하기 위한 장치를 나타내는 설계도이고,

도 18은 도 17에서 나타낸 레이저 빔 용접 장치에 대한 그의 부근 및 용접헤드를 나타낸 단면도이고,

도 19는 용가 공급 속도와 투과 깊이의 편차율 사이의 관계를 나타낸 그래프이고,

도 20은 용가 공급 속도와 발생된 분사구의 수 사이의 관계를 나타낸 그래프이고,

도 21은 네 번째 발명에 따른 용가 와이어 공급 노즐에서 전방부의 형상에 대한 일 실시예를 나타낸 단면도이고,

도 22(a), 22(b) 및 22(c)는 네 번째 발명에 따른 용가 와이어 공급 노즐의 전방부에 대한 형상의 다양한 실시예를 나타낸 측면도이고,

도 23은 도 17에서 나타낸 레이저 빔 용접 장치내에 롤러 레벨러의 일실시예를 나타낸 단면도이고,

도 24는 레이저 빔을 사용한 시트 바 맞대기 용접 장치의 배열을 나타낸 측면도이고,

도 25는 도 24에서 나타낸 시트 바 맞대기 용접 장치의 평면도이고,

도 26(a) 및 26(b)는 용가 와이어 공급시 목표 위치로 부터 이동된 양을 각각 나타낸 측면도 및 정면도이다.

본 발명의 첫 번째 목적은, 레이저 빔에 의한 열간 압연 강재의 맞대기 용접에서, 용접 비드 부분에서의 투과깊이를 균일하게 하고, 스파이킹이나 멜트 다운이 없는 평평한 바닥을 갖는 비드 형상을 얻는 것이다.

첫 번째 목적은, 특히, 용접 비드내의 기공의 형성을 방지하는 것을 포함한다.

본 발명의 두 번째 목적은, 레이저 빔에 의한 열간 압연 강재의 맞대기 용접에서, 공급위치의 높은 정확도로 용가 와이어를 맞대어진 부분에 안정적으로 공급하는 것이다.

첫 번째 목적을 달성하기 위하여, 첫 번째 발명의 첫 번째 양상에 따르면, 레이저 빔의 광축에 대칭되게 용접부에 대해 중심 가스를 분사하는 한편 옆으로부터 측방 가스를 분사하여 레이저 빔에 의해 열간 압연 강재를 맞대기 용접하는 방법으로, 상기 방법은 레이저 출력과 빔 직경 그리고 중심 가스의 종류와 유동율에 의해 결정되는 기준 플라즈마 직경의 0.2배 내지 0.5배 만큼 레이저-유도 플라즈마의 중심이 레이저 빔의 중심으로부터 변위된 채로 용접이 수행되는 것을 포함한다.

레이저 조사는 레이저-유도 플라즈마(기준 플라즈마)(P_o) 를 생성하는데 그것은 도 5에 보여진 바와 같이 레이저 빔 광축(l_L)을 따라 키홀(K) 위에서 일어난다. 본 발명에서는, 측방 가스(G_s)가 레이저-유도 플라즈마(Po)를 용접 방향으로, 즉, 용접 되지 않은 위치 방향으로 기준 플라즈마 직경(D_Po)의 0.2 내지 0.5배 만큼 변위시키기 위해 레이저-유도 플라즈마에 불어진다. 변위 거리가 기준 플라즈마 직경(D_Po)의 0.2배 보다 작은 때에는, 플라즈마와 플라즈마를 통해 통과한 레이저 빔의 출력에 의한 예열이 보장될 수 없다. 더욱이, 변위 거리가 기준 플라즈마 직경(D_Po)의 0.5 배를 초과하는 때는, 플라즈마의 생성이 불안정하게 된다. 레이저-유도 플라즈마(P)의 생성 지역이 레이저 빔(LB)의 조사(照射) 위치로부터 δ_X거리 만큼 변위되는 때는, 레이저 빔(LB)이 위치 변위된 플라즈마(P)의 상대적으로 높은 전자 밀도 영역 밖에 있는 용접부를 조사한다. 그 결과, 플라즈마(P)에 의해 흡수되는 레이저 빔(LB)의 양이 감소한다. 더욱이, 열간 압연 강재(S)에 도달하는 레이저 빔(LB)의 에너지 밀도가 증가하고 일정하게 된다. 아래의 결과들은 그렇게 하여 얻어진 것이다. 스파이킹의 극심한 생성이 억제되고, 과도한 투과에 의해 야기되는 멜트 다운이 일어나지 않는다. 투과깊이가 균일하게 되고, 용접 비드의 바닥이 평평하게 되고, 레이저 에너지 효율이 향상되고 그리고 투과깊이 및 용접 비드의 폭이 증가되어 안정된 접합이 형성될 수 있다. 그 결과, 결합면적이 늘어나고, 맞대어진 선이 변화하는 때라도 허용 가능한 오프셋의 값이 넓어진다. 그러므로 안정된 접합을 형성하는 것에 의해 결합 정확도가 향상되고, 레이저 용접에 이은 압접 (pressure welding) 공정시 파손(fracture)이 방지될 수 있다.

첫 번째 발명의 두 번째 양상에 따른 열간 압연 강재의 맞대기 용접을 위한 레이저 용접 노즐은 다음의 것들을 포함하여 구성된다.

레이저 빔 광축을 중심으로 한 원주상에 위치하고 레이저 빔 광축에 대해 대칭으로 배치되는 중심 가스 분사구들을 구비한 복수개의 중심 노즐들과,

상기 원주의 밖에 위치되는 측방 가스 분사구를 구비하는 하나의 측방 노즐을 포함하고,

중심 가스 합성 지점(synthesis point)이 레이저 빔의 초점에 위치하고, 측방 노즐 축선과 레이저 빔 광축의 교차점이 중심 가스 합성 지점과 레이저 빔 초점 사이에 위치된다.

상기에서 설명한 바와 같이 형성된 레이저 용접 노즐에 대해서는, 각각의 중심 노즐 또는 측방 노즐의 분사 직경 및 분사 방향(노즐의 기울어진 각도)은 레이저 출력과 용접 조건들에 기초하여 노즐들의 설계에 앞서 결정된다. 가스의 합성 압력과 레이저 빔의 초점간의 상대적인 위치를 결정하기 위해서, 다시 말해 레이저-유도 플라즈마의 중심을 필요한 위치에 위치시키기 위해서, 중심 가스 및 측방 가스의 유동율이 각각 조절된다.

상기 본 발명의 첫 번째 목적을 달성하기 위하여, 선행하는 강재의 후단부와 후행하는 강재의 전단부를 서로 맞대고 맞대어진 부분이 레이저 빔으로 가용접되는 방법으로서, 복수개의 열간 압연 강재들을 결합하고 결합된 강재들을 연속적으로 열간 압연하여 열간 압연 강재 또는 강대를 제조할 때 레이저 빔에 의해 가용접하는 두번째 발명에 따른 방법에서는, 상기에서 언급한 레이저 용접시 맞대어진 선을 따라 2 내지 10 m/min의 속도로 레이저 빔으로 주사하고, 동시에 맞대어진 선에 수직인 방향으로 40 내지 80Hz의 진동수와 0.4 내지 1.0mm 의 진폭으로 레이저 빔을 진동시키는 것을 포함하여 구성된다.

도 6 에 보여진 바와 같이, 본 발명의 발명자들은 용접부의 편차량 Bd(mm) 와 평균 비드 깊이 d(mm)를 정의했고, 편차율(Bd/d×100)을 비드 깊이 편차의 지표로 사용하여 비드 깊이의 편차를 감소시키는 방법을 연구했다. 먼저, 용접 속도와 편차율간의 관계를 조사하기 위하여, 14kW 의 출력을 갖는 CO₂레이저를 사용하여 1000℃에 있는 강재의 맞대어진 부분을 레이저 용접하는 실험이 수행되었다. 그 결과가 도 7에 보여졌다. 용접 속도가 변화된 때에도, 편차율은 감소될 수 없었다. 다른 한편, 레이저 빔이 맞대어진 선에 수직 방향으로 50Hz의 진동수로 진동되면서 3m/min의 용접 속도로 레이저 용접되는 실험들이 수행되었다. 그 결과들이 도 8에 보여진다. 편차율은 레이저 빔을 맞대어진 선에 대해 수직방향으로 진동시키는 것에 의해 감소되었다. 상기 실험들은, 0.4 내지 1.0mm의 진동 진폭에서 특히 편차율 감소 효과가 현저하며 그 효과는 진동 진폭이 0.7 mm일 때 최대가 된다는 것을 보여준다.

따라서 본 발명에서는 맞대어진 선에 수직인 방향으로 40 내지 80Hz의 진동수와 0.4 내지 1.0mm의 진폭으로 레이저 빔이 진동되면서 맞대어진 선을 따라 2 내지 10m/min의 속도로 레이저 빔으로 주사하는 것으로 결정되었다. 맞대어진 선에 수직방향으로 레이저 빔을 진동시키는 것에 의해 비드 깊이의 편차율을 감소시키는 기구가 아래에서 설명되었다.

도 9a는 본 발명에 따른 레이저 조사 지점의 단면도를 보인다. 도 9b는 레이저 빔이 진동하지 않는 것을 제외하고는 도 9a와 동일한 조건하에서 행해지는 종래의 레이저 가용접시의 레이저 조사 지점의 단면도를 보인다. 도 9a와 도 9b의 비교로부터 명백하듯이 본 발명의 비드 폭 W₁은 종래 방법의 비드 폭 W₀보다 넓다. 한편, 본 발명에서의 비드 깊이는 동일한 용접 속도로 수행된 종래 방법보다 얕다. 도 9a 및 도 9b는 또한 키홀의 내부에서 여러번 반사된 레이저 빔의 거동을 보인다. 본 발명에서는 레이저 빔이 고속으로 진동하므로, 키홀의 바닥에 형성된 점형 열공급원 Q₁이 종래의 방법에서 형성된 점형 열공급원 Q₀에 비해 넓어지고, 에너지 밀도가 작게된다. 위에서 설명한 바와 같이 본 발명에서는 점형 열공급원의 에너지 밀도를 작게하는 것에 의해 점형 열공급원의 거동이 안정화되고, 그 결과 점형 열공급원으로부터 유도되는 이차 비드의 깊이가 안정화된다.

본 발명에서는, 레이저 빔이 맞대어진 선을 2 내지 10m/min의 속도로 주사한다. 상기 주사 속도가 그러한 범위로 결정된 것은, 용접 속도가 2m/min 보다 작은 때는 열입력이 과도하게 되고 멜트 다운이 용접부에서 일어나며 반대로 용접 속도가 10m/min 보다 큰 때에는 충분한 용접 면적이 보장될 수 없기 때문이다.

또한, 상기 레이저 빔은 맞대어진 선에 수직인 방향으로 40 내지 80Hz의 진동수와 0.4 내지 1.0mm의 진폭으로 진동한다. 상기 진동수가 그러한 범위로 결정된 것은, 40Hz보다 작은 경우에는 용접부가 단지 구불구불하게 되고 본 발명의 효과가 얻어질 수 없고 80Hz를 초과하는 경우에는 본 발명의 효과가 포화되기 때문이다. 또, 진폭이 그러한 범위로 결정된 것은, 0.4mm보다 작은 경우에는 점형 열공급원이 충분히 넓어지지 않아 본 발명의 효과가 얻어질 수 없으며 1.0mm 를 초과하는 경우에는 비드 깊이가 불충분하게 되기 때문이다.

용접 비드 내에 기공의 형성을 방지하는 것에 의해 첫 번째 목적을 달성하기 위해서는, 세 번째 발명에 따른, 열간 압연 바(bar)들을 레이저 빔으로 맞대기 용접하는 방법에서, 상기 방법은 알루미늄, 실리콘, 티타늄, 망간 중 하나 또는 두개 이상의 원소를 0.05내지 3% 포함하는 철계 모재(iron series base material)의 용가 와이어가 용접부에 공급되면서 레이저 용접이 행해지는 것을 포함하여 이루어진다.

상기 용가 와이어 금속 성분들이 증발되지 않는 산화물을 형성하는 것이 핵심적이며, 용가 와이어 금속 성분들이 산소와 반응성이 높은(높은 환원력을 갖는) 금속을 함유하는 것이 필요하다. 따라서, 용가 와이어가 알루미늄, 실리콘, 티타늄 또는 망간 단체를 또는 이들 단체들 중 하나 이상의 조합을 소정량 이상 함유하는 것이 필요하다. 이들 성분들의 함량의 하한은 0.05% 로 정해지는데 왜냐하면 함량이 0.05% 보다 작은 때에는 용가 와이어가 충분한 환원 능력을 나타낼 수 없기 때문이다. 또한, 상한이 3% 로 결정되는데 왜냐하면 함량이 3% 를 초과하는 때에는 용접부가 현저하게 취약해지고, 나중의 공정에서의 압연시 용접부가 파단 (fracture)될 가능성이 있기 때문이다.

용접 부분에 공급된 용가 와이어는 녹아서 작업편 및 스케일의 용융 부분과의 혼합물로 되고 비드의 한 성분을 이룬다. 그 결과, 알루미늄과 같은 금속 원소의 환원 능력이, 기공의 형성을 주로 야기하는, 스케일 내의 탄소와 산소간의 반응을 억제하여 일산화탄소 가스가 생성되지 않게 된다. 더욱이, 요철의 존재로 인해홈 부분에 틈들이 있어도, 용가 와이어의 공급에 의해 용가 와이어 금속이 요철 부분에 끼워져, 투과의 결여가 생성되지 않는다.

위에서 설명된 열간 압연 강재의 맞대기 용접법에서, 상기 용가 와이어는 레이저 빔 조사 부분의 전방에서, 용접 방향으로, 레이저-유도 플라즈마로 공급될 수 있다. 용가 와이어는 레이저 용접 위치에서 레이저 빔에 의해 연속적으로 가열되고, 용융된 상태로 용접 부분에 공급된다. 용가 와이어의 공급 부분에서, 종래의 레이저 용접에서는 레이저 빔이 직접 용가 와이어에 부딪히도록 허용되었다. 그러나, 용가 와이어가 레이저 조사 부분으로 직접 공급되지 않고 레이저-유도 플라즈마로 공급되는 때는, 레이저 에너지의 손실이 없이 작업편이 플라즈마에 의해 용융될 수 있다.

또한, 열간 압연 강재의 맞대기 용접법에서, 레이저-유도 플라즈마의 중심이 레이저 빔의 광축으로부터 용접 방향으로 변위되어서 용접이 행해질 수 있다. 레이저-유도 플라즈마의 생성 지역을 레이저 빔 조사 위치로부터 변위시킨 결과로, 레이저 빔은 상대적으로 높은 전자 밀도 영역에 있는 플라즈마 부분 밖의 용접 부분을 조사하게 된다. 따라서 플라즈마에 의해 흡수되는 레이저 빔의 양이 감소하고, 더 나아가, 열간 압연 강재에 도달하는 레이저 빔의 에너지 밀도가 증가하고, 일정하게 된다. 결과로, 스파이킹의 극심한 생성이 억제되고, 과도한 투과에 의해 야기되는 멜트 다운이 일어나지 않는다. 그리하여 투과 깊이는 균일하게 되고, 비드의 바닥이 평평하게 된다. 또한, 레이저 에너지 효율이 향상되고, 비드 깊이 및 비드 폭이 증가하여 안정된 접합을 형성한다. 그 결과, 결합 면적이 증가하고, 맞대어진 선이 변화하는 때라도 허용가능한 오프셋 값이 넓어진다. 그러므로 안정된 접합을 형성하는 것에 의해 결합 정확도가 향상되고, 레이저 용접에 이어지는 압접 공정시 파단이 방지될 수 있다.

용가 와이어가 네 번째 발명의 제1 양상에 따라 맞대는 부분에 공급되는 동안 레이저 빔으로 맞대기 용접을 행하는 방법에서, 두 번째 목적을 성취하기 위한 것으로, 상기 방법은 용가 와이어가 만곡한 부분을 가진 와이어 공급 노즐을 통하여 관통되게 하는 단계를 포함하고, 여기에서 용가 와이어는 용접 라인을 따라 용접 지점을 향하여 공급된다.

종래에 용가 와이어는 레이저 유도 플라즈마의 분위기 상에서 비스듬하게 용접 지점을 향하여 공급되었다. 본 발명에서, 용가 와이어는 만곡한 와이어 공급 노즐을 사용하여 용접 라인을 따라 용접 지점을 향하여 공급된다. 따라서, 상기 용가 와이어는 레이저 유도 플라즈마의 분위기에 의한 극심한 영향을 받지 않고 용접 지점으로 공급될 수 있다. 결과적으로, 상기 용가 와이어는 균일한 투과를 형성하고 용접 능력을 개선시키기 위해 용접 지점 부근 플라즈마에 의해 안정되게 용융된다. 또한, 와이어 공급 노즐이 만곡을 이루고 있기 때문에, 만곡부의 입구측 상에 직선 부분은 용접 토오치에 가깝게 배치되어질 수 있고, 따라서, 용접 토오치의 주변은 치밀함을 이룰 수 있다.

용가 와이어가 네 번째 발명의 제2 양상에 따라 맞대는 부분에 공급되는 동안 레이저 빔으로 맞대기 용접을 행하는 방법에서, 상기 방법은 용가 와이어가 소성적으로 굽혀져서 권취 세트가 교정될 수 있도록 용가 와이어가 만곡한 부분을 가진 와이어 공급 노즐을 통하여 통과하게 하는 단계와, 용접부로 용가 와이어를 공급하는 단계를 포함한다.

용가 와이어는 용가 와이어의 권취 세트가 교정된 후 용접 부에 공급되기 때문에, 상기 용가 와이어는 심지어 상기의 돌출된 길이가 길지라도 높은 위치 정확성으로 용접 부에 공급될 수 있다. 용가 와이어와 작업편 사이의 유극(遊隙)이 필요할 때 조차도, 예를 들면, 레이저 용접 열간 압연 시트 바에서도, 안정적인 용가 와이어 공급 용접을 위해 필요한 용가 와이어 공급 정확성은 충분한 유극이 확보될 때 얻어질 수 있다.

네 번째 발명의 제3의 양상에 따르면, 레이저 빔에 의해 맞대기 용접을 위해 사용된 용가 와이어 공급 노즐은 두 개의 직선부 사이에 하나 이상의 만곡부로 이루어진 노즐 전방부를 포함하고, 두 개의 직선부와 만곡부는 같은 평면에 놓인다.

와이어 공급 노즐이 만곡부의 양측상에 직선부를 구비하기 때문에, 각각, 권취 세트를 교정하는 효과가 중요하다, 또한, 만곡부의 출구측이 직선이기 때문에, 용가 와이어는 정확하게 용접 지점으로 직행될 수 있다.

페일 팩(pail pack) 또는 와이어 릴(wire reel) 및 와이어 공급 노즐로 용가 와이어를 공급하는 와이어 공급기를 구비한 와이어 공급원을 갖춘 네 번째 발명의 제4 양상에 따라 레이저 빔을 사용하는 맞대기 용접 장치에서, 상기 맞대기 용접 장치는 롤러 레벨러 중 하나의 일직선 방향이 다른 롤러 레벨러의 것과 90°의 각을 이루는 방법에서 와이어 공급원과 와이어 공급기사이의 와이어 공급 방향을 따라 텐덤 내에 배열된 두 개의 롤러 레벨러를 구성한다.

종래 와이어 공급 장치가 페일 팩, 와이어 공급기 및 와이어 공급 노즐로부터 형성될 때, 롤러 레벨러는 용가 와이어가 좌굴(挫屈)되는 것을 방지하기 위할 목적으로 와이어 공급기 다음에 배치된다. 본 발명에서, 롤러 레벨러는 와이어 공급기 다음이 아닌 와이어 공급원과 페일 팩과 같은 와이어 공급원 내부에 형성된 용가 와이어의 비틀림 변형을 교정하기 위해 와이어 공급기 사이에 제공되고, 용가 와이어의 변형은 와이어를 푸는 동안 형성된다.

또한, 페일 팩이 사용될 때, 용가 와이어를 공급하는 동안 용가 와이어의 축 회전은 롤러 레벨러에 의해 정지될 수 있고, 결과적으로, 와이어 공급기에 의해 페일 팩 측상에 형성된 회전 비틀림 변형의 영향은 배제될 수 있다. 만곡 와이어 공급 노즐이 사용될 때, 용접 지점에서 레이저 빔으로부터 용가 와이어의 오프셋 (offset)이 제거될 수 있다. 또한, 페일 팩 내부에 형성된 권취 세트 및 페일 팩으로부터 용가 와이어를 당기는 동안 형성된 용가 와이어의 비틀림 변형은 일방향으로 종래 교정 공정에 의해 교정될 수 없지만, 페일 팩 다음에 직접적으로 롤러 레벨러를 구비하여 서로 두 개의 축방향 수직내에서 교정 공정에 의해 교정될 수 있다. 상부 및 하부 단계(두 단계)에서 조합된 롤러 레벨러의 교정력은 독립적으로 변화될 수 있고, 교정력은 와이어 교환시 쉽게 조절될 수 있다. 결과적으로, 용가 와이어의 비틀림 방향에서 회전을 위해 부적절한 만곡 와이어 공급 노즐이 사용될 때에도, 용가 와이어는 용접 지점으로 안전하게 공급될 수 있다.

상기에 언급된 맞대기 용접 장치에 있어서, 이는 와이어 공급 노즐로써 만곡부를 가진 와이어 공급 노즐을 사용하는 것이 바람직하다. 상기 경우에서, 권취 세트가 롤러 레벨러 및 와이어 공급 노즐에 의해 교정될 수 있기 때문에, 용가 와이어는 더욱 정확하게 용접 지점으로 공급될 수 있다.

첫 번째 발명에 따른 열간 압연 강재를 맞대기 용접하기 위한 방법이 900℃ 이상의 온도에서 열간 압연 강재의 비관통 맞대기 용접을 위해 사용되었다. 열간 압연 강재의 두께는 25 내지 50mm 이고, 그의 폭은 약 600 내지 1200mm이다. CO₂레이저는 레이저로써 적당하였다. 출력은 25kw 이상이고, 빔 직경은 약 0.4 내지 0.6mm이다. He 가스와 Ar 가스가 중심 가스와 측방 가스로서 사용되었다. 용접부에 공급된 중심 가스의 유속은 약 40 내지 120 l/min이고, 측방 가스의 유속은 약 40 내지 80 l/min이다.

도 10은 첫 번째 발명에 따른 레이저 용접 노즐의 일실시예를 보이고 있다. 레이저 용접 노즐(11)은 원통형 노즐 주 본체(12)로 갖춰져 있다. 중심 노즐 블럭 (15)은 나사(16)에 의해 노즐 주 본체(12)의 하단에 부착된다. 중심 노즐 블럭(15)은 그 둘레에 레이저 빔 노즐(18) 및 여섯개의 중심 노즐(20)이 제공된다. 중심 노즐(20)의 중심 가스 분사구(21)는 레이저 빔 광축(l_L) 위에 놓인 그의 중심 주변에 60°간격으로 배치된다. 중심 가스(G_C)는 유동 제어 밸브(둘다 미도시)를 통하여 중심 가스 용기로부터 중심 노즐(20)로 공급된다. 측방 노즐 블럭(25)은 중심 노즐 블럭(15)에 부착된다. 측방 노즐 블럭(25)은 측방 노즐(27)과 함께 제공된다. 측방 노즐(27)의 측방 가스 분사구(28)는 중심 가스 분사구(21)의 평면 위에 놓이고, 상기 언급된 주변 외측에 위치된다. 측방 가스(G_S)는 유동 제어 밸브(둘다 미도시)를 통하여 측방 가스 용기로부터 측방 노즐(27)로 공급된다. 또한, 용가 와이어(W)는 측방 노즐(27)에 마주하는 위치에 제공된 와이어 노즐(35)에서 용접부로 공급된다.

상기에 기술된 바와 같이 형성된 레이저 용접 노즐에 있어서, 중심 노즐의 형상과 면적 및 측방 노즐의 형상과 면적은 가스 유동 속도가 제어될 때 필요한 위치에서 레이저 유도 플라즈마를 만들기 위해 적당해야 한다. 일례로, 상기 목적을 성취하기 위해서, 다음의 면적 및 형상이 선택되었다. 중심 노즐의 수는 5 내지 7이고, 분사 구의 간격(d₁)은 5 내지 20mm이고, 중심 가스 분사 구의 직경은 약 1 내지 2mm이고, 중심 가스의 분사 구 합성 각(θ_c)은 10 내지 60°이고, 측방 가스 분사 구의 직경은 약 3 내지 6mm이고, 측방 가스 분사구 각(θ_S)은 15 내지 45°이다. 또한, 도 11에서 보인 바와 같이, 중심 가스 합성 지점(중심 노즐 축 라인(l_C)의 교차)(I_C)는 레이저 빔(LB)의 초점 지점(I_L) 위에 위치하고, 측방 노즐 축 라인(l_S)과 레이저 빔 축 라인(l_L)의 교차(I_S)는 중심 가스 합성 지점(I_C)과 레이저 빔(LB)의 초점 지점(I_L) 사이에 위치된다. 또한, 도 3에서 x-, y- 및 z-축은 각각 용접 라인 방향, 열간 압연 강재의 방향 및 높이 방향을 지시한다. 또한, 중심 가스 합성 지점과 열간 압연 강재 표면 사이의 간격은 H_c로 나타내었고, 열간 압연 강재 표면 위의 측방 가스 분사 지점과 레이저 빔(lb)의 초점 지점(I_L) 사이의 간격(분사의 목표 위치)을 L_X로 나타내었다. 간격 H_C는 10 내지 20mm이고 분사의 목표 위치는 약 3 내지 10mm이다.

상기에 언급된 도 6에서 보인 바와 같이, 투과의 평균 깊이(d)에 대한 투과 깊이(Bd)에서 편차율은 편차율 Bd/d로 형성된다. 종래 레이저 용접 방법에 있어서, 편차율 Bd/d는 약 20%였다. 또한, 편차율 Bd/d는 상기에 언급된 도 7에서 보인 바와 같이 용접속도(V)에 의존하지 않았다. 용접속도(V)가 증가할 때, 투과 깊이는 감소하고, 투과 깊이(Bd/d)에서 편차율 또한 같은 비율로 감소한다. 용접시 발생된 레이저 유도 플라즈마가 레이저 빔 관계에서 두 번째 열원으로 이용될 때, 편차율 (Bd/d)은 약 15 내지 20%로 감소한다.

다음에, 측방 가스 분사부와 작업편의 표면 위에 가스 압력 분포 사이의 관계가 설명되었다. 도 12는 가스 압력 분포를 측정하기 위한 방법의 개요를 나타내었다. 압력 디스크(disc)(41)는 레이저 용접 노즐(11) 바로 아래에 설치되어 있고, 0.5mm의 직경을 가진 압력 공(43)이 그곳에 제공되어 있다. 압력 공(43)은 가스 압력 분포가 변하지 않은 형태를 가진다. 압력 마이크로 센서(45)는 압력 마이크로 센서(45)가 압력 공(43)을 차단하도록 압력 디스크(41)의 하부 표면에 부착된다. 압력 마이크로 센서(45)로부터 신호는 신호 라인(47)을 통하여 확대기와 같은 신호 처리 장치로 진행되고, 컴퓨터(미도시)로 전달되고, 신호들이 데이타 처리된다.

도 13은 압력 분포를 측정하기 위한 결과를 타나내었다. 중심 가스 및 측방 가스의 유속은 일정하고, 각각 80 l/min 및 120 l/min 으로 결정된다. 도 13(a)은 열간 압연 강재 표면 위의 측방 가스 분사 지점과 레이저 빔(도 11을 참조)의 초점 지점 사이의 위치 설정 간격(L_X)이 -7mm로 결정될 때 압력 분포를 측정한 결과를 보이고 있다. 도 13(b) 및 13(c)은 위치 설정 간격(L_X)이 각각 0 및 +7mm로 결정될 때 측정 결과를 보이고 있다. 상기 효과는 비드 형상이 변한 것으로써 도 14(a), 도 14(b) 및 도 14(c)에서 보이고 있다. 도 14(a)는 열간 압연 강재 위의 측방 가스 분사 지점과 레이저 빔의 초점 지점 사이의 위치 설정 간격(L_X)이 -7mm로 결정되는 경우이고, 비드 깊이의 증가를 나타낸다. 도 14(b)는 위치 설정 간격(L_X)이 0mm로 결정되는 경우이고, 효과가 적음을 보이고 있다. 도 14(c)는 위치 설정 간격(L_X)이 +7 mm로 결정되는 경우이고, 얻어진 효과가 없음을 보이고 있다. 편차율 (Bd/d)은 다음 요소, 중심 가스 분사 합성 각, 분사 구 간격, 분사 각, 레이저 빔과 중심 가스 분사 사이의 교차 위치, 측방 가스 분사의 목표 위치 및 각, 중심 가스 노즐과 열간 압연 강 재료 사이의 간격 등이 최적일 때 약 5%로 감소한다.

도 15는 그루브(groove) 재료가 맞대기 용접될 때 편차율 Bd/d로 불어지는 측방 가스의 부적절한 위치에 대한 영향을 보이고 있다. 용접은 레이저의 초점 위치에서 행해졌고, 측방 가스 및 작업편을 포함한 레이저 용접 노즐의 상대 위치는 노즐 제어 변경양(ΔZ)으로써 횡좌표 위에 나타내었다. 레이저 빔의 초점 지점과 가스 분사 지점사이의 간격이 측방 가스 효과가 최대인 -4mm일 때, 편차율(Bd/d)은 최소가 된다. 편차율(Bd/d)은 레이저 용접의 노즐의 노즐 제어 변경양(ΔZ)에 따라서 증가한다. Bd/d 비율은 변경 양이 0일 때 약 10%이고, 여기에서 Bd/d 비율은 변경 양이 6mm 일 때 약 20%로 증가한다.

상기에 설명된 바와 같이, 플라즈마의 발생영역은 제어될 수 있고, 동시에 편차율(Bd/d)은 개개의 가스 분사 방향 및 그들의 유속, 가스 합성 압력과 레이저 빔의 초점 지점 사이의 관계를 최적 조건으로 하여 최적화될 수 있다. 결과적으로, 레이저 에너지 효율성은 증가될 수 있고, 비드 깊이 및 비드 폭은 증가될 수 있고, 이것에 의해 안정된 결합은 과도한 투과로 발생된 용융없이 형성될 수 있다.

실시예 1

본 발명에 따라서, 약 1000℃에서 SS 41강판이 45kw CO₂가스 레이저를 사용하여 맞대기 용접되었다. 측방 가스로는 헬륨이 80 l/min의 유속으로 불어넣어졌다. 측방 가스의 분사 각은 30°로 결정되었고, 용접 지점과 관계한 분사 위치는 비용접 방향에서 용접 지점의 전방으로 4mm이다. 용접 속도(V)는 3m/min으로 결정되었다. 맞대기 용접의 결과로서, 맞대기 용접부내에서의 용융 금속의 용융과 결합 영역 비율의 저하는 관찰되지 않았다. 그 후 편차율(Bd/d)은 약 10%였다. 또한, 용접 가스 조건의 조절이 양호하지 않고, 측방 가스의 분사 위치가 레이저 빔 방향 내에서 6mm이상이었고 추가로 용접 지점의 전방에서 10mm로 이동될 때, 편차율 (Bd/d)은 20%로 증가되었다.

첫 번째 발명은 레이저 에너지 효율성을 증가시킬 수 있고, 비드 깊이 및 비드 폭을 증가하고, 과도한 투과로 발생된 용융없이 안정된 결합을 형성하였다.

두 번째 발명에 따른 레이저 가용접 방법의 대상은 25 내지 50mm 길이인 강재이고, 주로 조압연된 시트 바이다. 그러한 강재의 전방 및 후미 단부들은 형상이 조절되도록 플라잉 전단기(flying shear)에 의해 절단되었다. 제조 라인 위에서 이동하는 진행 강재의 후미 단부와 뒤따라오는 강재의 전방 단부가 서로 맞대어졌고, 레이저에 의해 가용접되었고, 다음 단계에서는 용접된 재료를 연속적으로 처리하는 단계가 이어진다. 처리된 시트 바(sheet bar)는 약 900 내지 1150℃의 온도를 가진다.예를 들면, 14 내지 45 kw의 출력을 가진 CO₂레이저 진동자는 본 발명의 레이저 가용접 방법을 위해 적당하였다. 그러한 진동자의 레이저 조사 측 상의 빔 직경은 60 내지 100mm이다. 레이저 빔은 상기가 작업편의 표면 위에서 0.4 내지 0.8의 직경을 가지도록 초점이 맞추어졌고 표면이 조사되었다. 작업편의 표면 위에서 레이저 에너지 밀도는 10 내지 40MW/cm²로 된다. 그러한 에너지 밀도를 가지는 레이저의 조사는 레이저 조사 지점에서 키홀(keyhole)을 발생한다. 맞대어진 라인을 따라 레이저 조사 지점의 이동은 깊은 투과 가능성을 가진 레이저 용접을 형성한다.

본 발명에서, 레이저 빔이 맞대어진 라인에 수직 방향으로 진동된다. 즉, 강판의 표면 위의 레이저 조사 지점은 맞대어진 라인에 수직하게 진동한다.

도 16은 레이저 조사 지점을 진동하는 방법의 일실시예를 보이고 있다. 도 16은 맞대어진 라인(L)에 수직으로 레이저 조사 지점을 진동하는 용접 헤드 부분의 개략도이다. 용접 헤드는 초점 거울(121), 거울(123), 거울 진동 샤프트(shaft) (128) 및 거울 진동 기구(125)를 포함한다. 용접 헤드 위에 발생한 레이저 빔(LB)은 초점 거울(121)에 의해 수렴 각을 제공하고, 동시에 반사되고 거울(123)에 의해 전달된다. 거울(123)은 거울 진동 샤프트(128)에 의해 지지되고, 거울 진동 기구 (125)에 의해 진동된다. 상기에 설명된 바와 같이 거울(123)의 진동은 레이저 조사 지점을 맞대어진 라인(L)에 수직하게 진동시킨다.

또한, 비록 도 16이 거울(123)이 진동되는 실시예를 나타내고 있지만, 초점 거울(121)은 또한 거울이 고정되는 동안 진동될 수 있다. 또한, 레이저 빔의 초점 조정 및 조사가 빛 전달 시스템을 사용할 때, 일례로, 초점 렌즈와 같은 빛 전달 시스템은 원형을 그리도록 진동된다. 다른 방법으로, 초점 렌즈는 초점 렌즈의 광축에 대하여 수직 샤프트(shaft)에 의해 지지되고, 렌즈는 진동 중심으로서 사용된 샤프트와 함께 진동된다.

실시예 2

본 발명에 따라서, 약 1000℃에서 SS 41 강 재료가 45 kw CO 가스 레이저를 사용하여 가용접되었다. 대기로부터 용접 분위기 보호를 위해서, 헬륨이 보호 가스로 분사되면서 용접이 행해졌다. 또한, 용접은 레이저 빔이 0.4mm의 증폭에서 50Hz의 주파수로 진동되는 동안 3m/min의 용접 속도로 행해졌다. 상기에 설명된 것과 같은 레이저를 가지고 가용접을 행한 결과로써, 편차율(Bd/d)이 약 7% 얻어졌다. 한편, 동등한 SS 41 재료가 레이저 빔이 진동되는 종래 방법으로 레이저에 의해 가용접될 때 그리고 다른 조건들이 상기에 언급된 것과 동등할 때, 이를 통해서 얻어진 편차율(Bd/d)은 15%였다.

또한, 열간 압연 강재료가 맞대기 용접될 때, 용융 금속의 멜트 다운 (meltdown)과 결합 영역 비율의 저하는 관찰되지 않았다.

도 17은 도 17에서 세 번째 발명을 실행하기 위한 레이저 맞대기 용접 장치의 일실시예를 보이고 있다.

도 18은 용접 헤드 및 도 17의 레이저 맞대기 용접 장치 주변을 보이고 있다.

용가 와이어(W)는 코일 형태로 페일 팩(211) 내부에 수용된다. 용가 와이어 (W)는 고체 형태 또는 용제가 가득 채워진 형태일 수 있다. 용가 와이어(W)는 와이어 공급기(221)에 의해 페일 팩(211)의 밖으로 당겨지고 도관(213)을 관통하여 와이어 공급 노즐(225)로 공급된다. 첫 번째 롤러 레벨러(215) 및 두 번째 롤러 레벨러(218)는 페일 팩(211)과 와이어 공급기(221) 사이에 배치된다. 레이저 빔(LB)은 전달 거울(237)을 관통하여 레이저 진동기(235)에서 용접 헤드(239)로 전달된다. 용접 헤드의 하단은 용접부로 중심 가스(G_C)를 공급하는 중심 가스 노즐(241)이다. 용접부로 측방 가스(G_S)를 공급하는 측방 가스 노즐(243)은 와이어 공급 노즐(225)에 마주하여 배치된다. 아르곤 또는 헬륨 가스는 중심 가스(G_C) 및 측방 가스(G_S)로 사용된다.

첫 번째 롤러 레벨러(215)의 롤러 이동이 상기 설명된 것과 같은 장치에서 두 번째 롤러 레벨러(218)의 것과 90°의 각을 이루기 때문에, 와이어 공급기(221)로부터 공급된 용가 와이어(W)의 권취 세트는 두 개의 교정 방향이 서로 90°의 각을 이루기 위해 이동하도록 교정된다. 용가 와이어(W)는 와이어 공급 노즐(225)을 통하여 관통할 때 소성적으로 변형된다. 와이어 공급 노즐(225)로부터 돌출된 용가 와이어(와이어 부분이 돌출됨)(W_E)는 권취 세트로부터 고정되어 있지 않고, 만곡을 이루는 것을 통하여 실질적으로 직선을 이룬다. 돌출된 와이어 부분(W_E)은 열간 압연 강재(S)의 표면과 대략적으로 평행한 용접 라인을 따라 용접 지점을 향하여 공급된다.

상기에 언급된 도 6에서 보인 바와 같이, 평균 투과 깊이(d)에 대한 투과 깊이(Bd)의 편차율은 편차율 Bd/d로 형성되고, 편차율 Bd/d는 종래 레이저 용접 방법에서 약 20%였다. 또한, 상기 언급된 도 7에서 보인 바와 같이, 편차율 Bd/d은 용접 속도(V)에 의존하지 않는다. 용접 속도(V)가 증가할 때, 투과 깊이는 감소하고, 편차 Bd 또한 동등한 비율로 감소한다. 용접시 발생된 레이저 유도 플라즈마가 레이저 빔에 관계하여 두 번째 열원으로 이용될 때, 편차율 Bd/d은 20%에서 약 15%로 감소하였다.

다음은, 용가 와이어 공급 속도가 설명되었다. 도 19는 용가 와이어 공급 속도와 투과 깊이의 편차율 사이의 관계를 나타내었다. 도 20에서 보인 바와 같이, 용접 비드의 단위 길이당 분사구의 수는 용가 와이어 공급 속도(V_f)가 증가할 때 감소한다. 상기에 설명된 것 처럼, 이는 용접 비드에서 분사구의 형성이 편차율 Bd/d의 증가를 발생시키는 것으로 이해되어졌다. 따라서, 투과 깊이가 균일하게 됨으로써, 용접 비드에서 분사구의 형성이 방지되었다. 이는 도 19로 부터 편차율 Bd/d가 용가 공급 속도(Vf)가 2m/min일 때 극도로 감소하는 것이 명백히 밝혀졌다. 즉, 탈산 양은 용가 공급 속도 (Vf)가 2m/min에 가까울 때 충분한 것으로 판단되었다. 따라서, 이는 용가 와이어 공급 속도(Vf)가 2m/min 이상인 것이 바람직하다.

용가 와이어가 레이저 유도 플라즈마로 공급될 때, 용접 방향내 레이저 조사 부의 전방에서, 만곡 노즐은 도 18에서 보인 바와 같이 사용되어야 한다. 레이저 유도 플라즈마의 중심이 용접 방향내 레이저 빔의 중심으로부터 이동되는 동안 용접을 행하기 위해서, 측방 가스(G_S)는 치환이 가스 압력에 의해 제어되도록 도 18에 나타낸 측방 가스 노즐(243)로부터 분사된다. 치환이 레이저 출력과 레이저 빔 직경 및 보호 가스의 유동 속도와 형태에 의해 결정된 기준 플라즈마 직경만큼 많은 약 0.5 내지 1.5 배였다.

레이저에 의해 금속 용융의 부하를 감소시키기 위해서, 본 발명의 맞대기 용접 방법은 열간 압연 재료를 결합하기 위해 필요한 용접 단면이 레이저에 의해 전체가 아닌 단지 부분적으로 용접되고, 전체 단면이 이어지는 압연에 의해 압접되는 점에서 레이저에 의한 가용접을 위해 효과적이다.

실시예 3

세 번째 발명에 따라서, 약 1000℃에서 강재는 중심 가스(헬륨)가 분사되는 동안 45kw CO₂가스 레이저에 의해 맞대기 용접된다. 용접 속도(V)는 3m/min이다. 3%의 Ti을 함유한 용가 와이어가 사용되었고, 용가 와이어 공급속도는 4m/min으로 설정되었다. 편차율 Bd/d는 용접이 용가 와이어 공급없이 행해질 때 얻어진 약 20%에서 약 10%로 저하되었다. 또한, 맞대기 용접부에서 용융 금속의 멜트 다운과 결합 영역 비율의 저하는 관찰되지 않았다.

상기에 설명된 바와 같이, 세 번째 발명에 따라서, 용접 비드내에 분사구의 형성은 방지되었고, 용접 비드 부분의 투과 깊이는 균일하였고, 평평한 바닥을 가진 비드 형상은 스파이킹 및 멜트 다운없이 얻어질 수 있다. 결과적으로, 무결함 맞대기 용접 영역이 얻어졌고, 결합 강도는 개선되었다.

네 번째 발명에 따라 맞대기 용접을 실행하기 위한 장치의 기본적인 구축은 상기에 설명된 것을 구비한 도 17에 나타내어진 장치와 동등하다. 그러나, 상기 장치는 와이어 공급 노즐로 특징지워진다.

즉, 도 21에서 나타낸 것 처럼, 와이어 공급 노즐(325)의 전방 부는 입구측 직선부(329), 만곡부(330) 및 출구측 직선부(331)로 이루어진다.

와이어 공급기(221)로부터 공급된 용가 와이어(W)는 와이어 공급 노즐(325)을 통하여 통과될 때 소성적으로 변형된다. 와이어 공급 노즐(325)로부터 돌출된 용가 와이어(와이어의 돌출부)(W_E)는 권취 세트로부터 고정되지 않고, 약간 만곡되는 것을 통하여 실질적인 직선을 이룬다. 와이어의 돌출부(W_E)는 작업편(S)의 표면과 대략적으로 평행한 용접 라인을 따라 용접 지점을 향하여 공급된다. 와이어 공급 노즐(225)의 만곡부(330)의 만곡의 반경(R_O)은 약 50 내지 150mm이다. 입구 측 직선부(329)의 길이는 10mm이상이고, 출구측 직선부(331)의 적당한 길이는 약 5 내지 20mm이다. 상기에 설명된 면적을 가진 노즐이 사용되었고, 와이어의 돌출부(W_E)의 만곡 반경은 약 500 내지 1000mm가 된다. 와이어의 돌출부(W_E)가 길이에 있어서 약 10 내지 50mm이기 때문에, 그의 만곡은 맞대기 용접에 대한 불리한 효과를 미치지 않는다. 용가 와이어(W)의 미끄러짐에 의해 발생된 만곡부(330)의 마찰을 방지하기 위해서, 와이어 공급 노즐(325)의 내측 직경은 바람직하게 대략 용가 와이어 직경이다(0.1 내지 0.4mm). 또한, 와이어 만곡 교정 튜브(tube) (327)는 도 21에 보인 바와 같이, 노즐 주요 본체(326)의 만곡부(330) 내부로 열 및 마찰 저항 세라믹으로 이루어진 복수개의 짧은 튜브를 삽입하므로써 형성될 수 있다. SiC, AlN, Si₃N₄, Al₂O₃등이 와이어 만곡 교정 튜브(327)를 위한 재료로서 사용되었다. 와이어 공급 노즐(325)을 위한 세라믹 내벽의 용도는 와이어 공급 노즐(325)의 마찰을 극도로 감소시킬 수 있고, 열간 압연된 시트 바로부터 방열에 대한 저항을 증가시키고, 노즐의 수명을 크게 연장한다.

도 22는 네 번째 발명에 따른 다양한 형상을 가진 와이어 공급 노즐을 보이고 있다. 도 22(a)에 나타낸 와이어 공급 노즐(325a)에 있어서, 출구측 직선부 (331)는 입구측 직선부(329)에 대해 10 내지 45°각으로 경사져 있다. 도 22(b)에 보인 와이어 공급 노즐(325b)에 있어서, 출구측 직선부(331)는 입구측 직선부(329)에 대하여 실질적으로 수직이다. 와이어 공급 노즐(325a, 325b)은 용접 라인이 수평일 때 둘 다 사용된다. 도 22(c)에 나타낸 와이어 공급 노즐(325c)은 두 개의 만곡부(330a, 330b)를 가지며, 출구측 직선부(331)는 입구측 직선부(329)에 실질적으로 평행하다. 와이어 공급 노즐은 용접 라인이 직각일 때 사용된다.

도 17에 나타낸 첫 번째 롤러 레벨러(215) 및 두 번째 롤러 레벨러(218)는 10 내지 50mm의 직경을 가진 그리고 약 50 내지 200mm의 간격으로 배열된 각각 3 또는 5 롤러를 구비한다. 첫 번째 롤러 레벨러(215)의 롤러 축들이 두 번째 롤러 레벨러(218)의 축과 90°의 각을 이루고, 레벨러의 두 개의 교정 방향은 90°의 각을 이루기 위해서 서로로부터 변위되고, 이것에 의해 용가 와이어(W)의 권취 세트는 교정된다. 도 23은 세 개의 롤러(216a, 216b,216c)로부터 형성된 롤러 레벨러 (215)를 나타낸다. 세 개의 롤러(216a, 216b,216c)로 세 개의 지점 벤딩에 의해 발생된 교정 하중(f)은 약 1 내지 10kgf이다.

실시예 4

본 발명의 실시예는 일례 처럼 열간 압연 시트 바의 결합으로 설명되어졌다. 도 24는 열간 압연 설비에 제공된 시트 바의 결합을 위한 장치의 개략적인 측면도이다. 도 25는 도 24의 평면도이다. 각각 시트 바(S1, S2)의 전방 단부 및 후미 단부는 그루브 면을 형성하기 위해 플라잉 전단기(305)에 의해 폭 방향을 따라 절단된다. 또한, 시트 바(S1, S2)는 1000℃의 온도를 가지며, 그들의 이송 속도는 90m/min이다. 절단에서 용접 시작까지의 시간은 약 20초이고, 용접 표면 위에 형성된 스케일의 두께는 약 50μm이다. 진행 시트 바(S1)의 후미 단부면과 이어지는 시트 바(S2)의 전방 단부면이 서로 맞대어지고, 맞대어진 부분(305)은 맞대어진 부분(305)을 따라 용접 헤드(339)를 이동시키고, 그에 의해 용접 헤드(307)를 형성하므로써 용접된다. 레이저는 고정 출력 45kw를 가진 CO₂가스 레이저이다. 작업 속도는 10m/min이다. 비록 레이저 진동기(335)가 고정될지라도, 용접 헤드(339) 및 와이어 공급 노즐 및 플라즈마 제어 노즐은 시트 바(S1,S2)의 이동과 함께 통합하여 이동된다.

도 17에 보인 바와 같이, 용가 와이어(W)는 페일 팩(211) 내부에 수용되고, 와이어 공급기(221)에 의해 도관(213)을 통하여 당겨진다. 그 후 용가 와이어 (W)는 도관(213)을 통하여 와이어 공급 노즐(225)(도 22에서는 325)로 밀쳐지고, 용접 지점으로 안내된다. 롤러 레벨러(215,218)에 의한 권취 세트의 교정은 이행되지 않았다. 도 17에서 보인 바와 같이, 용가 와이어(W)는 용접 진행 방향인 하부 부품으로 부터 공급되고, 레이저 플라즈마를 제어하기 위한 가스는 그 상부 부품으로 부터 분사된다.

와이어 공급 노즐의 만곡부의 만곡 반경은 50mm이다. 시트 바와 보호 가스 노즐, 플라즈마 제어 가스 노즐 또는 와이어 공급 노즐 사이의 유극은 15mm이다. 용가 와이어 공급 방향은 시트 바 표면과 30°의 각을 이루고, 맞대어진 평면 위에 있다. 공급 위치는 레이저 빔 조사 위치보다 높은 1.5mm이고, 공급 속도는 5m/min이다. 표 1은 용가 와이어의 성분을 나타낸다. 용가 와이어는 1.6mm의 직경을 가진다.

C	Si	Mn	Al	Ti
0.10	0.45	1.12	0.15	0.15

또한, 와이어 공급 노즐의 재료는 다음과 같다. 외부 튜브는 황동으로 만들어지고, 내벽은 SiC로 만들어지고, 전방 팁부는 구리로 만들어지고 금으로 도금되었다.

도 26 및 표 2는 와이어 공급 노즐의 이동 양을 측정한 결과를 나탄내다.

	y-방향	x-방향
직선 노즐	±1.0	±1.5
만곡 노즐	±0.2	±0.2

본 발명의 용가 와이어 공급 노즐이 사용될 때, 용가 와이어 공급 위치의 정확성은 시트 바의 진행 방향에서 ±1.0이고, 레이저 빔의 광축 방향에서는 ±0.5mm이다. 용접 영역에서 부차적인 결함은 관찰되지 않았다. 반대로, 용가 와이어가 종래 직선 용가 와이어 공급 노즐에 의해 공급될 때, 용가 와이어 공급 위치의 정확성은 시트 바의 진행 방향에서 ±1.5이고, 레이저 빔의 광축 방향에서 ±1.0mm이다. 용가 와이어의 오프셋(offset)은 레이저 용접시 얻어졌고, 관통은 하나의 용접 라인에서 두 개 또는 세 개의 위치에서 관찰되지 않았다. 용접 깊이는 용접 영역에서 변하였고, 많은 분사 구가 용접 결함 형성으로 발생되었다.

추가로, 노즐 재료 작용으로써 용가 와이어와 노즐사이의 마찰로 인하여 발생된 마찰의 비교는 와이어 공급 노즐의 수명이 노즐 전체가 황동으로 만들어질 때는 일 개월로 나타났고, 노즐 내 벽이 SiC로 만들어질 때 수명이 약 일년이 연장되었다.

실시예 5

비록 시트 바의 면적, 재료, 이송 속도, 온도, 용접 속도 등이 일례 4에서 처럼 동등하지만, 용가 와이어의 권취 세트는 도 17에 보인 롤러 레벨러(215, 216)에서 5.0kgf/cm²의 교정 하중을 통해 교정되었다. 와이어 공급 노즐의 만곡 부의 만곡 반경은 50mm이고, 작업편, 보조 가스 노즐, 플라즈마 제어 가스 노즐 또는 와이어 공급 노즐의 유극이 10mm이다. 용가 와이어의 공급 방향은 시트 바 표면과 25°의 각을 이루고, 맞대기 평면위에 있다. 용가 와이어 공급 위치는 레이저 빔 조사 위치 위에 1.5mm이고, 용가 와이어 공급 속도는 5m/min이다. 용가 와이어 직경은 1.6mm이다.

표 3은 용가 와이어의 목표 위치로부터 이동 양을 측정한 결과를 나타내었다.

	y-방향	x-방향
교정 없음	±1.5	±0.7
교정 있음	±0.2	±0.2

또한, 롤러 레벨러가 사용될 때, 용접 지점에서 용가 와이어 공급 위치의 정확성이 시트 바의 진행 방향에서 ±0.5mm 였고, 레이저 빔의 광학 축 방향에서 ±0.5mm였다. 상기에 설명된 바와 같이, 용가 와이어 공급의 위치 이동은 용접시 극도로 감소되었고, 용접 영역에서 분사구의 형성은 억제되었다. 반대로, 롤러 레벨러가 사용되지 않을 때, 용가 와이어 공급 위치의 정확성이 시트 바의 진행 방향에서 ±1.0mm 였고, 레이저 빔의 광축 방향에서 ±1.0mm였다.

본 발명에서, 용가 와이어 공급의 위치 이동은 용접시 극도로 감소되었고, 용접 영역에서 분사 구의 형성이 억제될 수 있다. 따라서 결합력은 충분히 확보되었다. 결과적으로 선행하는 재료와 후속하는 재료의 결합부 파괴는 압연시 발생되지 않았다.

네 번째 발명에 따라서, 레이저 빔에 의한 맞대기 용접에서, 용가 와이어는 높은 정확성을 가지고 맞대는 부분에 안정되게 적용되었다. 따라서, 용접 결함이 없는 높은 재질의 맞대기 용접 영역이 얻어질 수 있다.

본 발명에 따라서, 레이저 빔에 의해 맞대기 용접 열간 압연 강재에 있어서, 용접 비드 부의 관통 깊이는 균일하게 만들어질 수 있고, 평평한 바닥을 가진 비드 형상은 스파이킹 및 멜트 다운없이 얻어질 수 있다. 또한, 레이저 빔에 의해 금속 강대와 같은 열간 압연 강재의 맞대기 용접에 있어서, 용가 와이어는 높은 정확성으로 맞대어진 부분에 안정되게 공급된다.

Claims (11)

1. 레이저 빔의 광축에 대칭되게 중심 가스를 용접부에 대하여 분사하는 한편 측부로부터 측방 가스를 용접부에 분사하여 레이저 빔에 의해 열간 압연 강재를 맞대기 용접하는 방법에 있어서,

   레이저-유도 플라즈마의 중심이, 레이저 빔의 중심으로부터 용접되는 방향으로, 레이저 출력과 빔 직경 및 중심 가스의 종류와 유량에 의해 결정되는 기준 플라즈마 직경의 0.2 배 내지 0.5 배 만큼 변위된 상태에서 용접이 수행되고, 그와 동시에,

   상기 용접부에 알루미늄, 실리콘, 티타늄, 망간 중 1종 또는 2종 이상을 0.05 내지 3중량%를 함유하는 철계 모재의 용가와이어가 공급되고,

   상기 용가 와이어가 용접방향에서 레이저 빔 조사부의 전방으로 레이저 유도 플라즈마에 공급되는 것을 특징로 하는 열간 압연 강재를 맞대기 용접하는 방법.
2. 레이저 빔 광축을 중심으로 하는 원주 상에 위치되며 레이저 빔 광축에 대해 대칭으로 배치되는 중심 가스 분사구들을 구비하는 복수개의 중심 노즐과, 상기 원주의 밖에 위치되는 측방 가스 분사구를 구비하는 하나의 측방 노즐을 포함하고,

   중심 가스 합성 지점(synthesis point)이 레이저 빔의 초점 위에 위치하고, 측방 노즐 축선과 레이저 빔 광축의 교차점이 중심 가스 합성 지점과 레이저 빔 초점 사이에 위치되는 것을 특징으로 하는 열간 압연 강재의 맞대기 용접을 위한 레이저 용접 노즐.
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