KR101104998B1

KR101104998B1 - 오스테나이트계 스테인리스강의 레이저 용접금속과 그용접방법

Info

Publication number: KR101104998B1
Application number: KR1020040112672A
Authority: KR
Inventors: 안상곤; 정성훈
Original assignee: 주식회사 포스코
Priority date: 2004-12-27
Filing date: 2004-12-27
Publication date: 2012-01-16
Also published as: KR20060074058A

Abstract

본 발명은 오스테나이트계 스테인레스강용 열연 코일 2개를 용접하는 경우, 냉간 압연과정에서 용접부의 파단이 발생되지 않도록 압하율 80% 이상에서 용접부의 인장강도가 모재의 0.85 이상 되는 오스테나이트계 스테인리스강의 레이저 용접금속과 그 용접방법에 관한 것이다.

본 발명의 용접금속은, 특히, STS 304에 적합토록, Cr과 Ni의 함량이 각각 18.0∼20.0중량% 및 8.0∼8.2중량% 함유됨에 기술적 특징이 있으며, 상기의 용접금속은, CO₂레이저 용접기를 사용하여 필러 와이어의 공급속도를 1.7∼2.6m/min, 갭을 0.1∼0.2mm, 용접속도를 1.8∼2.4m/min로 제어하는 방법을 통하여 형성된다.

본 발명의 용접금속은 우수한 강도 특성을 가지고 있기 때문에 합본코일에 따른 STS 304의 생산성을 현저히 상승시키는 동시에 품질 불량을 대폭적으로 감소시킬 수 있을 것으로 기대된다.

오스테나이트계 스테인리스강, 레이저, 용접, 필러 와이어

Description

오스테나이트계 스테인리스강의 레이저 용접금속과 그 용접방법{Weld metal and laser welding method for austenitic stainless steel}

도 1은 필러 와이어 종류에 따른 용접부의 강도 특성 비교 그래프.

본 발명은 오스테나이트계 스테인리스강의 레이저 용접금속과 그 용접방법에 관한 것으로, 더 자세하게는 오스테나이트계 스테인레스강용 열연 코일 2개를 용접하여 하나의 합본코일로 제작한 후 합본코일을 통상의 조건으로 소둔 및 산세한 다음, 냉간 압연과정에서 합본코일의 용접부가 파단되지 않고 압하율 80% 이상의 범위로 냉간 압연을 하기 위하여 모재에 대한 용접부의 인장강도 비가 0.85 이상 될 수 있도록 한, 오스테나이트계 스테인리스강의 레이저 용접금속과 그 용접방법에 관한 것이다

최근 스테인리스강 소재를 생산하는 철강업체에서는 타사와의 경쟁에서 비교우위를 확보하기 위하여 생산성 및 실수율 향상을 통한 제품 경쟁력을 강화하고 있 는 실정이며, 그러한 일환으로서, 통상적인 열연 코일의 2배 단중을 갖는 합본코일을 직접 냉간 압연하는 공정기술을 개발하고 있다.

즉, 냉간 압연기의 사양에 따라 다소의 차이는 있으나, 합본코일로 냉간 압연하는 경우, 미합본의 코일을 냉간 압연 시 각 코일의 선·후단부에서 불가피하게 발생되는 미압부나 두께 불량부 등을 50%정도 감소시킬 수 있을 뿐만 아니라, 코일의 투입시간과 이송시간 절약 등 생산시간 단축이 가능다는 장점이 있으나, 합본코일을 직접 냉간 압연하기 위해서는 코일 용접부의 압연 품질 확보 여부가 중요한 관건이 된다.

일반적으로 스테인리스강용 열연 코일의 제조라인에서 용접부에 요구되는 품질은 코일의 소둔 및 산세공정을 연속적으로 진행할 수 있을 정도의 기계적 성질이면 충분하고, 또, 산세 후에는 용접부를 제거하기 때문에 통상적으로는 미그(MIG) 용접이 실시되고 있으나, 합본코일을 제작한 다음 직접 냉간 압연하는 경우에는 미그 용접부의 품질이 중요한 사항이 된다.

다시 말하면, 미그 용접부는 용접 비드(bead)의 높이나 폭 등이 크기 때문에 냉간 압연시에 발생될 수 있는 롤 마크 등의 결합을 방지하기 위하여 열연 코일을 용접 후에는 상기와 같은 비드의 연마공정이 필수적이며, 또한, 용접부의 기계적 성질이 필연적으로 모재보다 낮기 때문에 냉간 압연 중 판파단 발생 가능성이 매우 높은 문제가 있다.

따라서, 열연에서 생산된 열연코일을 용접하여 합본코일을 만든 후 이를 분리하지 않고 직접 냉간 압연하는 공정기술을 확립하기 위해서는 미그 용접에 비하 여 용접부의 품질 제어가 상대적으로 유리한 레이저 용접을 적용하는 것이 바람직하다.

레이저 용접은, 미그 용접과 달리, 10⁶W 이상의 고밀도 열원을 이용한 키홀(key hole) 용접으로서, 열전도형의 아크 용접부에 비해 용접 비드의 폭이 좁을 뿐만 아니라, 용입이 깊은 특성을 가지고 있기 때문에 냉간 압연시의 롤 마크 결함 발생 측면에서는 용접부 면적이 작은 레이저 용접이, 미그 용접에 비해 상대적으로 유리하다고 볼 수 있다.

그러나, STS 304 스테인리스강은 냉간 압하량이 증가함에 따라 가공경화로 인하여 인장강도가 급격히 증가하기 때문에 레이저 용접부의 인장강도를 모재의 어느 수준까지 만족시킬 수 있는가 하는 점이, 스테인리스강용 열연 코일의 합본코일을 위한 레이저 용접의 유용성을 판단하는 중요한 기준이 된다고 할 수 있다.

참고로, 소둔처리가 실시된 STS 304 열연 코일 모재의 인장강도는 약 65kgf/mm² 이나, 80%의 압하율로 냉간 압연된 후에는 가공경화 현상에 의해 인장강도가 약 170kgf/mm² 정도로 2.5배 이상 증가하게 된다.

이에 반하여, 레이저 용접부의 인장강도는 소둔 후 모재와 동등한 수준의 인장강도를 보이지만, 80%의 압하율로 냉간 압연된 후에는 130kg/mm²(모재의 76% 수준)으로서, 모재에 비해 40 kg/mm² 정도 낮기 때문에 냉간 압연시 인강강도가 낮은 용접부에서 판파단이 우선적으로 발생할 가능성이 높을 것으로 예상할 수 있다.

상기와 같이, 모재와 레이저 용접부간 인장강도의 차이로 인한 판파단을 방지하기 위하여서는 STS 304 합본코일의 냉간 압하율이 보통 70% 정도로 제한되어야 할 뿐 아니라, 용접부에 대한 냉간 압연 속도를 모재의 1/10 정도로 급격히 감소시켜야 하기 때문에 전체적인 생산성 저하가 초래되고 있는 실정이다.

즉, 오스테나이트계 스테인리스강의 냉간 압연 생상성을 향상시키기 위해서는, 용접부에 대하여 냉간 압하율 80% 이상 수준의 압연이 가능하여야만 용접부에 대한 냉간 압연 속도 저하가 최소화되면서 합본코일에 따른 불량 감소와 함께 생산성 향상 효과가 극대화될 수 있으며, 이를 달성하기 위해서는 레이저 용접부의 품질을 결정짓는 5가지 중요 인자, 즉, 레이저의 출력(kW), 용접속도(m/min), 갭(gap, mm), 필러 와이어의 공급속도(m/min, 0.9mm dia.) 및 필러 와이어의 종류 등에 대한 최적화가 필수적이나, 아직 이에 대한 기술이 확립되지는 못한 실정이다.

본 발명은 오스테나이트계 스테인리스강의 냉간 압연 생산성과 품질 향상을 위한 종래 합본코일의 용접부가 가지고 있는 제반 문제점들을 해결하기 위하여 창안된 것으로, 합본코일의 냉간 압연 중 용접부에서 판파단이 발생되지 않도록, 냉간 압하율 80% 이상의 조건으로 냉간 안연이 가능한 오스테나이트계 스테인리스강의 레이저 용접금속과 그 용접방법을 제공함에 본 발명의 목적이 있다.

본 발명의 상기 목적은 합본코일의 용접부를 이루는 용접금속의 화학조성을, 중량 %로, Cr: 18.0∼20.0, Ni: 8.0∼8.2%의 범위로 한정함에 의해 달성된다.

본 발명 오스테나이트계 스테인리스강의 레이저 용접금속과 그 용접방법은, 오스테나이트계 스테인리스강용 두 열연 코일을 레이저 용접에 의해 합본코일로 용접한 후 80% 이상의 압하율로 냉각 압연을 가능토록 하기 위한 용접부의 용접금속과 이를 위한 용접방법에 관한 것이다.

본 발명의 용접금속은 Cr과 Ni이 각각 18.0~20.0% 및 8.0∼8.2%를 함유하도록 함에 기술적 특징이 있는 바, 상기 성분 범위를 벗어나게 되면 80% 이상의 냉간 압연 후 인장강도 특성이 모재에 미치지 못하게 된다.

상기와 같은 용접금속을 만들기 위한 본 발명의 방법은, 레이저 용접기를 사용하며, 레이저 용접에 필요한 필러 와이어는 시판 중인 것들 중에서 선택하였고, 용접속도를 1.8∼2.4 m/min, 갭을 0.1∼0.2 mm, 필러 와이어 공급속도를 1.7∼2.6 m/min 로 용접함에 본 발명의 기술적 특징이 있는 바, 상기의 화학조성과 용접조건에 대한 한정 이유를 살펴보면 다음과 같다.

오스테나이트계 스테인리스강, 특히, STS 304의 경우, 열연 합본코일의 용접부가 냉간 압하율 80% 이상의 조건에서 파단되지 않기 위해서는, 많은 시험 작업 결과, 냉간 압연 후 용접부의 인장강도가 모재 대비 0.85 이상 되어야 함을 파악할 수 있었는 바, 용접금속의 인장강도가 모재 인장강도의 0.85에 미치지 못하면 상기의 압하율 조건에서 용접부의 파단이 일어나게 되거나, 일반적으로 용접금속의 인 장강도가 모재의 0.80 수준 이하인 종래의 경우와 같이 용접부 통과시의 냉간 압연 속도를 현저히 감소시켜야 하며, 그에 따른 생산성 저하와 용접부 전·후의 두께 불량 발생이 증가하게 된다.

상기와 같은 인장강도 조건을 만족시키기 위하여 용접금속에는, Cr 18∼20%, Ni 8.0∼8.2%가 함유되어만 하며, 이렇게 하는 것은, 용접부가 모재에 근접하는 물성을 갖도록 하기 위한 것으로서, 용접금속은 모재와 필러 와이어가 용융 혼합된 것인 바, 용접금속이 상기와 같은 함량을 갖도록 하기 위해서는 시판 중인 필러 와이어 중에서 가장 적합한 것을 선택하여야만 한다.

상기와 같은 필러 와이어가 레이저 용접에서 수행하는 역할은, 맞대기 이음부의 갭과, 갭을 형성하는 두 강재의 각 단면 형상이 갖는 불균일성에 따라 용접 비드 표면에서 불가피하게 발생하게 되는 용착량 부족을 보상함으로써, 용접부 품질에 치명적인 언더 컷(undercut) 결함을 방지하는 동시에 용접금속의 화학성분을 제어하여 기계적 성질을 개선시키는 것이라고 할 수 있다.

특히, 용접금속의 화학조성 제어를 통하여 레이저 용접부에 적절한 물성을 부여하는 것이 매우 중요하다고 할 수 있으나, 필러 와이어에 의한 용접금속의 품질 확보 여부는 필러 와이어의 화학조성, 희석량 등의 적정화를 의미하기 때문에 실제 활용 가능한 최적조건을 도출하는 것은 용이하지 않다.

따라서, 본 발명에서도 필러 와이어의 두가지 기능을 활용하여 목적을 달성하고자 한다.

먼저, 레이저 용접부를 직접 압연하는 경우에 있어서, 레이저 용접금속의 화 학조성을 상기와 같이 제한하는 이유는, 용접부의 가공경화 특성이 모재인 STS 304와 동등하거나, 적어도 유사하지 않으면 안되기 때문이다.

즉, STS 304는 오스테나이트계 스테인리스강 중, STS 301(L)을 제외하고, 오스테나이트 상의 안정도가 가장 낮기 때문에, 냉간 압연과 같은 가혹한 가공조건에서는 가공 유기 마르텐사이트가 많이 생성되어 강도가 급격히 증가하게 되는 바, 용접금속과 모재 사이의 인장강도 차이를 최소화하기 위하여서는 냉간 압연에 용접금속에도 모재와 유사한 수준의 가공 유기 마르텐사이트가 확보되도록 하여야만 한다.

참고로, 오스테나이트의 안정도를 평가하는 지표는 M_d30, M_s, Ni 당량 등과 같은 여러 가지가 있으나, 가공을 동반하는 경우에는 아래와 같은 M_d30 식(30% 가공조건에서 50%의 마르텐사이트가 생성하는 온도를 측정하여 얻은 실험식, 단위는 ℃)이 많이 사용된다.

여기서, %는 wt%, v는 입도 번호(grain size No.)

결국, 레이저 용접부가 STS 304 냉간압연재 모재와 동등한 수준의 인장강도를 갖기 위해서는 용접금속의 화학조성을 모재와 유사하게 제어해야 하며, 이것이 본 발명의 핵심 사항이라 할 수 있다.

도 1은, STS 304 및 시판되고 있는 필러 와이어 308L, 309L 및 인코넬(Inconel) 625 와이어에 대한 미그 전용착시험 후 분석한 화학조성(wt%)은 다음의 표 1과 같다.

구분	C	Si	Mn	P	S	Cr	Ni	기타	M_d30(℃)	비 고
STS 304	0.05	0.51	1.10	0.021	0.002	18.30	8.20	-	6.1	모 재
308L	0.02	0.45	1.93	0.024	0.002	19.95	9.78	-	-48	AWS A 5.14
309L	0.02	0.84	1.85	0.021	0.003	23.57	13.28	-	-202
인코넬 625	0.02	0.22	0.20	0.004	0.002	21.17	61.80	8.6 Mo	-

상기의 표 1로부터 STS 304, 308L, 309L의 각 M_d30(℃)은 각각 6.1℃, -48℃ 및 -202℃로서, 압연에 의한 STS 304 모재의 가공경화가 상대적으로 가장 현저할 것임을 알 수 있다.

그리고, Cr, Ni 함량으로 구분할 수 있는 308L과 309L의 경우, Cr과 Ni함량이 상대적으로 높은 309L이 308L에 비해 M_d30가 150℃ 정도 낮기 때문에 가공경화에 의한 인장강도 역시 낮을 것으로 예상할 수 있다.

또한, Ni을 기본 성분으로 한 인코넬 625는 그 화학조성이 M_d30식을 적용하기에는 문제가 있으나, 40% 이상의 냉간 압연조건에서 인코넬 625가 STS 304의 인장강도를 상회한다는 결과가 있는 바(Inco Alloys Doc. No. IAI-21(1987) 참조), 본 발명에서는 STS 304와의 적합성을 함께 검토하였다.

도 1에 시판 중인 3종의 필러 와이어를 사용한 레이저 용접부에 대한 인장강도 및 용접부/모재 인장강도 비를 도시하였다.

상기 도 1의 표시된 각 값은, 두께 3.0mm의 STS 304 열연재를 레이저 용접(1.1∼1.5 kJ/cm)하여 소둔및 산세를 실시한 후, 90% 압하율로 냉간 압연한 용접부 시편의 인장시험 결과로서, 인코넬 625, 309L 및 308L 각각을 사용한 용접부의 인장강도는 100kg/mm², 140 kg/mm² 및 160 kg/mm² 이었으며, 모재에 대한 인장강도 비도 308L이 약 0.95 로서, 309L 및 인코넬 625의 0.78 및 0.56 보다 높음을 알 수 있다.

상기와 같이 308L과 309L 사이에서 발생된 인장강도의 차이는 그 화학조성에 따른 M_d30 온도 변화로 설명이 가능하나, 인코넬 625 와이어를 사용한 용접부의 인장강도가 상대적으로 낮은 것은 와이어 에 최초 함유되었던 약 62wt%의 Ni이 용접시 STS 304 모재와 희석됨으로써 용접금속의 Ni 함량이 30wt% 미만으로 떨어짐으로써, 냉간 압연 중 가공경화에 의한 가공유기 마르텐사이트 량이 충분하게 확보되지 않았기 때문이라고 볼 수 있다.

이상의 결과로부터, STS 304 합본코일의 레이저 용접부를 80% 이상 냉간 압연하기 위해서는 모재와 유사한 수준의 용접부 강도를 확보할 수 있는 308L 필러 와이어를 선정하는 것이 가장 유효함을 알 수 있다.

다음, 레이저 용접조건 중 용접속도와 308L 필러 와이어의 공급속도 및 갭의 적정 조건에 대하여 살펴보기 위하여 연속된 다음의 표 2와 3에과 같은 조건으로 용접 실험을 실시하였다.

용접 실험은, 4.5kW급 CO₂ 레이저 용접기의 출력을 최고 수준으로 고정시킨 다음, 용접속도를 1.6, 2.0 및 2.4 m/min의 3조건, 직경 0.9mm의 308L 필러 와이어의 공급속도를 1.0 및 3.0 m/min의 2조건, 갭을 0.1 및 0.3 mm의 2조건으로 각각 변화시켜 용접한 후 소둔, 산세 및 85%의 압하율로 냉간 압연을 실시하여 얻어진 용접부의 강도 특성과 용접 결함 발생 결과를 표 2와 3에 병기하였다.

No.	용접속도 (m/mm)	필러 속도 (m/mm)	갭 (mm)	인장강도 (kgf/mm²)	용접부/모재 인장강도 비	용접결함
1	1.6	3.0	0.3	155.2	0.92	□
2	1.6	3.0	0.3	149.2	0.88	□
3	2.4	3.0	0.1	163.1	0.97
4	1.6	1.0	0.1	172.0	1.02
5	2.4	1.0	0.3	144.0	0.85	□
6	1.6	1.0	0.1	171.9	1.02
7	2.4	3.0	0.1	166.7	0.99
8	1.6	3.0	0.3	160.8	0.95
9	2.4	1.0	0.3	156.7	0.93	□
10	2.4	1.0	0.3	145.5	0.86	□
11	1.6	1.0	0.1	168.0	0.99
12	2.4	3.0	0.1	161.9	0.96
13	1.6	3.0	0.1	142.1	0.84
14	1.6	3.0	0.1	157.9	0.93
15	2.4	1.0	0.1	162.5	0.96
16	2.4	3.0	0.3	154.4	0.91	□

No.	용접속도 (m/mm)	필러 속도 (m/mm)	갭 (mm)	인장강도 (kgf/mm²)	용접부/모재 인장강도 비	용접결함
17	2.4	3.0	0.3	152.5	0.90	□
18	1.6	1.0	0.3	160.2	0.95	□
19	1.6	1.0	0.3	159.6	0.94	□
20	2.4	1.0	0.1	170.9	1.01
21	2.4	1.0	0.1	167.8	0.99
22	2.4	3.0	0.3	155.4	0.92
23	1.6	3.0	0.1	151.1	0.89
24	1.6	1.0	0.3	158.1	0.94	□
25	2.0	3.0	0.1	156.9	0.93
26	2.0	1.0	0.1	157.1	0.93
27	2.0	3.0	0.3	152.6	0.90
28	2.0	1.0	0.3	149.9	0.89	□
29	2.0	3.0	0.1	164.7	0.98
30	2.0	1.0	0.3	146.2	0.87	□
31	2.0	1.0	0.1	171.4	1.01

상기의 표 2와 3으로부터, 갭이 0.3mm인 조건에서는 언더 컷 등의 용접결함이 발생하는 경향이 높으며, 용접속도와 필러 속도의 변화에 따라 용접부의 강도 특성이 다소 변화되고 있음을 알 수 있는 바, 갭의 최대값은 0.2mm로 하는 것이 바람직하다.

본 발명에서는, 이들 인자들의 교호 작용을 고려한 최적 조건을 도출하기 위하여 미니 탭(minitab)을 이용한 실험계획법을 적용하였는 바, 용접결함 방지의 측면에서 갭을 0.1 mm로 고정시켰으며, 실험계획법으로 용접조건을 최적화한 결과는 다음의 표 4와 같다.

적정 레이저 용접조건			비고
용접속도(m/mm)	필러 속도(m/mm)	갭(mm)	비고
1.8	1.7	0.1	- 용접부 인장강도 목표 : Min.164kgf/mm²(모재 90% 수준) - STS 304(3.0mmt), 압하율 80%
2.0	1.8
2.2	2.0
2.4	2.6

즉, 두께 3.0 mm STS 304에 대하여 308L 필러 와이어를 사용하여 갭 0.1mm 조건에서, 용접속도에 따라 필러 속도를 변화시키는 경우, 80% 냉간 압하율에서도 용접부가 모재 인장강도의 0.90 수준을 만족시킬 수 있다.

한편, 상기 표 2와 3의 용접 실험예 중에서 일부와, 표 2와 3에 표기되지 않은 309L 필러 와이어를 사용한 용접금속에 대하여, 주사전자현미경을 이용하여 Cr, Ni에 대한 정량분석을 실시하였으며, 그 결과를 다음의 표 5에 나타내었다.

구분	No.	용접속도 (mpm)	필러속도 (mpm)	갭 (mm)	인장강도비	Ni (wt%)	Cr (wt%)
308L	4	1.6	1.0	0.1	*1.02*	*8.2*	18.7
	5	2.4	1.0	0.3	0.85	8.5
	7	2.4	3.0	0.1	*0.99*	*8.1*
	10	2.4	1.0	0.3	0.86	8.5
	13	1.6	3.0	0.1	0.84	8.7
	15	2.4	1.0	0.1	*0.96*	*8.2*
	20	2.4	1.0	0.1	*1.01*	*8.1*
	21	2.4	1.0	0.1	*0.99*	*8.1*
	24	1.6	1.0	0.3	*0.94*	*8.2*
	30	2.0	1.0	0.3	0.87	8.4
309L	A	1.6	2.0	0.1	-	9.1
309L	B	2.4	3.0	0.1	-	9.2

상기 표 5로부터 알 수 있듯이, 308L 필러 와이어를 사용한 용접금속에 함유된 Cr은 18.7%로 일정하였으나, Ni의 경우에는 8.1∼8.7%로 다소의 차이를 보였으며, 이를 인장강도비와 비교해 보면, 용접금속의 Ni 함량이 8.2% 이하인 경우에 용접부/모재 인장강도 비가 0.90 이상인 것으로 나타났다.

따라서, 표 4의 용접조건으로 용접을 실시하는 경우, 용접부/모재 인장강도 비는 0.9 이상 확보될 수 있으며, 이때 용접금속의 Ni 함량은 8.2% 이하라고 할 수 있다.

한편, 308L에 비해 인장강도가 낮았던 309L의 Ni 함량은 9.0% 이상인 바, M_d30 온도를 보다 낮추어 가공경화에 의한 마르텐사이트 생성량을 감소시킬 것으로 생각된다.

상기와 같이 실시된 용접 실험은, 가동 중인 4.5kW급 CO₂ 레이저 용접기와 시판 중인 필러 와이어를 이용하여 실시되는 바, 레이저 용접기의 출력 성능과 필러 와이어의 직경 등에 따라 용접 속도, 필러 와이어의 공급속도 등이 본 발명의 실시예예로만 한정되지 않고 변화될 수 있다. 그러나, 용접금속의 화학조성과 인장강도 특성은 본 발명의 범위로 유지되어야만 바람직한 결과를 얻을 수 있다.

이상에서 살펴본 바와 같이, 본 발명의 용접방법은 용접금속의 화학조성을 최적화함으로써 오스테나이트계 스테인리스강의 레이저 용접부에 우수한 강도 특성을 부여할 수 있으며, 그에 따라, 특히, STS 304의 생산성을 현저히 향상시킬 수 있는 동시에 품질 불량을 감소시킬 수 있을 것으로 기대된다.

Claims

오스테나이트계 스테인리스강 열연 코일을 레이저로 용접한 합본코일의 용접부를 이루는 용접금속에 있어서, 필러 와이어를 사용한 레이저용접에 의해 형성되며, 내부에 함유된 성분인 Cr과 Ni의 함량이 각각 18.0∼20.0중량% 및 8.0∼8.2중량%이고, 냉간 압하율 80% 이상에서의 인장강도가 모재 인장강도의 0.85 이상인 것을 특징으로 하는 특징으로 하는 오스테나이트계 스테인리스강의 레이저 용접금속.
제 1항에 있어서, 상기 오스테나이트계 스테인리스강은 STS 304인 것을 특징으로 하는 오스테나이트계 스테인리스강의 레이저 용접금속.
오스테나이트계 스테인리스강 열연 코일을 레이저로 용접한 합본코일의 용접부를 이루는 용접금속을 제조하는 방법에 있어서, CO₂레이저 용접기를 사용하며, 필러 와이어의 공급속도를 1.7∼2.6m/min, 갭을 0.1∼0.2mm, 용접속도를 1.8∼2.4m/min로 하여 이루어지고, 상기 용접금속은 내부에 함유된 성분인 Cr과 Ni의 함량이 각각 18.0~20.0중량% 및 8.0∼8.2중량%이고, 냉간 압하율 80% 이상에서의 인장강도가 모재 인장강도의 0.85 이상인 것을 특징으로 하는 오스테나이트계 스테인리스강의 레이저 용접방법.
제 3항에 있어서, 상기 CO₂레이저 용접기의 최대 출력은 4.5kW임을 특징으로 하는 오스테나이트계 스테인리스강의 레이저 용접방법
제 3항에 있어서, 상기 필러 와이어는 직경 0.9mm의 시판 308L인 것을 특징으로 하는 특징으로 하는 오스테나이트계 스테인리스강의 레이저 용접방법.
제 3항에 있어서, 상기 오스테나이트계 스테인리스강은 STS 304인 것을 특징으로 하는 오스테나이트계 스테인리스강의 레이저 용접방법.