KR102042209B1 - Tig 용접 스텐레스 강관의 제조 방법, tig 용접 스텐레스 강관 및 tig 용접 스텐레스 부재 - Google Patents

Tig 용접 스텐레스 강관의 제조 방법, tig 용접 스텐레스 강관 및 tig 용접 스텐레스 부재 Download PDF

Info

Publication number
KR102042209B1
KR102042209B1 KR1020187036731A KR20187036731A KR102042209B1 KR 102042209 B1 KR102042209 B1 KR 102042209B1 KR 1020187036731 A KR1020187036731 A KR 1020187036731A KR 20187036731 A KR20187036731 A KR 20187036731A KR 102042209 B1 KR102042209 B1 KR 102042209B1
Authority
KR
South Korea
Prior art keywords
welding
stainless steel
tig
steel pipe
width
Prior art date
Application number
KR1020187036731A
Other languages
English (en)
Other versions
KR20190019946A (ko
Inventor
타케후미 나카코
토모카즈 노부토키
히로시 아사다
Original Assignee
닛테츠 닛신 세이코 가부시키가이샤
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by 닛테츠 닛신 세이코 가부시키가이샤 filed Critical 닛테츠 닛신 세이코 가부시키가이샤
Priority claimed from PCT/JP2017/020619 external-priority patent/WO2017209282A1/ja
Publication of KR20190019946A publication Critical patent/KR20190019946A/ko
Application granted granted Critical
Publication of KR102042209B1 publication Critical patent/KR102042209B1/ko

Links

Images

Classifications

    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K9/00—Arc welding or cutting
    • B23K9/02—Seam welding; Backing means; Inserts
    • B23K9/025—Seam welding; Backing means; Inserts for rectilinear seams
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K9/00—Arc welding or cutting
    • B23K9/16—Arc welding or cutting making use of shielding gas
    • B23K9/167—Arc welding or cutting making use of shielding gas and of a non-consumable electrode
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K9/00—Arc welding or cutting
    • B23K9/09—Arrangements or circuits for arc welding with pulsed current or voltage
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K9/00—Arc welding or cutting
    • B23K9/095—Monitoring or automatic control of welding parameters
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K9/00—Arc welding or cutting
    • B23K9/23—Arc welding or cutting taking account of the properties of the materials to be welded
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/001—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing N
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/004—Very low carbon steels, i.e. having a carbon content of less than 0,01%
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/02—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing silicon
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/04—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing manganese
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/18—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
    • C22C38/40—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/18—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
    • C22C38/40—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel
    • C22C38/44—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel with molybdenum or tungsten
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/18—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
    • C22C38/40—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel
    • C22C38/48—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel with niobium or tantalum
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K2101/00—Articles made by soldering, welding or cutting
    • B23K2101/04—Tubular or hollow articles
    • B23K2101/06—Tubes
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K2103/00—Materials to be soldered, welded or cut
    • B23K2103/02—Iron or ferrous alloys
    • B23K2103/04—Steel or steel alloys

Landscapes

  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Chemical & Material Sciences (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • Materials Engineering (AREA)
  • Metallurgy (AREA)
  • Organic Chemistry (AREA)
  • Physics & Mathematics (AREA)
  • Plasma & Fusion (AREA)
  • Arc Welding In General (AREA)
  • Butt Welding And Welding Of Specific Article (AREA)

Abstract

쉴드 가스에 H2를 혼입시키지 않고 용접 결함의 발생을 억제할 수 있는 TIG 용접 스텐레스 강관의 제조 방법을 제공한다. 스텐레스 강띠를 폭 방향으로 굽힘 가공하고 양 가장자리를 맞대어 TIG 용접함으로써 용접 스텐레스 강관을 제조하는 TIG 용접 스텐레스 강관의 제조 방법으로서, 용접 전원의 전류 파형으로서 펄스 주파수 40Hz~300Hz의 펄스 파형을 이용한다.

Description

TIG 용접 스텐레스 강관의 제조 방법, TIG 용접 스텐레스 강관 및 TIG 용접 스텐레스 부재
본 발명은, 스텐레스 강띠를 굽힘 가공하고 양단부를 맞대어 TIG 용접함으로써 용접 스텐레스 강관을 제조하는 방법, TIG 용접 스텐레스 강관 및 TIG 용접 스텐레스 강관을 포함하는 TIG 용접 스텐레스 부재에 관한 것이다.
용접 스텐레스 강관은, 고주파 저항용접, 레이저 용접, TIG 용접, 플라즈마 용접 등 각종 용접법에 의해 제조되지만, 그 중에서도 TIG 용접은 설비 비용이 저렴하고 용접 품질이 우수하여 가장 널리 이용되고 있는 용접법이다.
TIG 용접에 의한 용접관의 제조에서는, 텅스텐 전극의 선단과 피용접재 사이에 아크 방전을 발생시키고, 그 열에 의해 피용접재를 용접하는 것으로, 용접 품질에 영향을 미치는 인자의 하나로서 아크 방전의 안정성이 거론된다. 아크 방전은 전자기적 현상이기 때문에, 텅스텐 전극의 선단으로부터 도전체인 피용접재를 향하여 안정된 아크 방전을 유지하려면, 피용접재의 물리적 안정이 요구된다.
일본 특허 공개 제2007-098459호 공보(2007년 4월 19일 공개)
그러나, 용접관을 제조할 때 강띠를 폭 방향으로 굽힘 가공하기 위하여 이용되는 롤 성형법에서는, 롤의 주속 차이에 의한 마찰의 영향이나 폭 방향·둘레 방향으로의 재료의 사행 등에 의해 맞댐부가 요동하고, 그것이 원인이 되어 용접시 아크가 흔들리는 현상이 발생한다.
맞댐부의 틈새가 개폐되도록 변동되는 경우, 강띠 양단부의 접촉점이 조관(造管) 라인 진행 방향으로 요동하게 되어, 아크도 라인 진행 방향으로 흔들린다(도 4). 아크가 진행 방향 앞쪽을 향해 이동하면, 아크와 피용접재의 상대 속도가 낮아져 입열이 과다하게 되고, 아크가 진행 방향에 역행하여 원래의 위치로 돌아갈 때에는 피용접재와 아크의 상대 속도가 빨라져 입열이 부족해진다.
이러한 현상에 의해 입열이 과다한 경우, 부분적으로 비드폭이 넓어져 응고가 느려지므로, 최종 응고부에 인이나 유황 등의 저융점 불순물이 집적되어 용접부 중앙에 함몰이 발생하기 쉽다. 이러한 비드폭의 변동에 수반하는 미세 함몰은 일반적으로 자주 볼 수 있는 현상이지만, 용접관의 용도 특성으로부터 용접 품질에 대한 요구가 엄격한 경우나, 용접 후에 비드의 연마를 행하지 않고 그대로 사용하는 용도 등에서는, 미미한 비드 형상의 붕괴나 함몰도 용접 결함으로서 문제시되는 경우가 있다.
이러한 미세한 용접 결함을 방지하는 방법으로서 상기 아크의 흔들림을 억제하는 것을 고려할 수 있다. 구체적인 수법으로서 쉴드 가스인 아르곤에 H2를 첨가하고, H2에 의한 서멀 핀치 효과를 이용하여 아크를 긴축시킴으로써 아크의 지향성을 높이는 방법이 있지만, 이러한 방법에서는 아크의 흔들림을 완전히 방지하지 못하기 때문에 그 효과는 한정적이었다. 또한, 수소 취화가 염려되는 재료에서는 쉴드 가스에 H2를 첨가할 수 없다.
예를 들면, 특허문헌 1에는 아연계 도금 강판의 고속 가스 쉴드 용접에서, 용접 금속부에서의 결함 발생을 억제할 수 있는 방법이 개시되어 있다. 구체적으로는, 용접 토치의 선단에 자기 코일을 장착하여 교류 자장을 피용접재의 표면에 인가하여 용융지를 교반하면서 아크 용접하는 기술이 기재되어 있다. 이에 따라, 용융지로부터 아연 증기의 도피를 촉진시켜, 아연 증기에 기인하는 결함을 저감시키고 있다.
그러나, 특허문헌 1에 기재된 방법은 펄스 MAG(Metal Active Gas) 용접에 의해 아연계 도금 강판을 고속 용접할 때 용접 금속부의 결함 발생을 억제하기 위한 기술이다. 또한, 자기 코일이 장착된 특별한 용접 장치를 필요로 한다. 그 때문에, TIG(Tungsten Inert Gas) 용접에 의한 스텐레스 강관의 제조에 그대로 적용할 수 없다.
본 발명의 일 형태는 상기 종래의 문제점을 감안한 것으로, 그 목적은 쉴드 가스에 H2를 혼입시키지 않고 용접 결함의 발생을 억제할 수 있는 TIG 용접 스텐레스 강관의 제조 방법을 제공하는 것이다.
상기의 과제를 해결하기 위해, 본 발명의 일 형태의 TIG 용접 스텐레스 강관의 제조 방법은, 스텐레스 강띠를 폭 방향으로 굽힘 가공하고, 양 가장자리를 맞대어 TIG 용접함으로써 용접 스텐레스 강관을 제조하는 방법으로서, 용접 전원의 전류 파형으로서 펄스 주파수 40Hz~300Hz의 펄스 파형을 이용하는 것을 특징으로 한다.
또한, 상기의 과제를 해결하기 위하여, 본 발명의 일 형태의 TIG 용접 스텐레스 강관은, 스텐레스 강띠를 폭 방향으로 구부리고, 상기 스텐레스 강띠의 양 가장자리가 TIG 용접되는 TIG 용접부를 가지는 TIG 용접 스텐레스 강관으로서, 상기 스텐레스 강띠의 조성이 11~35중량%의 Cr을 함유하고, 상기 TIG 용접부에서 용접 비드가 가지는 용접 결함의 수가 상기 TIG 용접부의 길이 1m당 0.5개 이하인 것을 특징으로 한다.
본 발명의 일 형태의 TIG 용접 스텐레스 강관의 제조 방법을 이용함으로써, 쉴드 가스에 H2를 혼입할 수 없는 소재에 대해서도, Ar 가스만을 이용하여도 용접 결함을 방지하는 효과를 얻을 수 있으며, 용접 품질이 우수한 TIG 용접 스텐레스 강관을 제조할 수 있다.
도 1은 표 1의 강재(C)를 소재로 하여 제조한 용접 강관에서, TIG 용접의 용접 조건과 용접 비드폭의 변동폭의 관계를 나타내는 설명도이다.
도 2는 표 1의 강재(C)를 소재로 하여 제조한 용접 강관에서, TIG 용접의 용접 조건과 용접 결함수의 관계를 나타내는 설명도이다.
도 3은 용접 비드폭의 변동 비율과 용접 결함수의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 4는 맞댐부의 틈새가 개폐됨으로써 아크가 흔들리는 상황을 설명하는 모식도이다.
도 5는 용접 비드폭의 변동 상태와 용접 비드의 중앙부에 발생하는 함몰 및 함몰의 단면 형상을 설명하는 모식도이다.
도 6은 용접 비드폭의 변동폭, 변동 비율 및 용접 결함에 대해 설명하기 위한 모식도이다.
이하, 본 발명의 실시의 형태에 대해 설명한다. 한편, 이하의 기재는 발명의 취지를 보다 잘 이해시키기 위한 것이며, 특별히 지정하지 않는 한 본 발명을 한정하지 않는다. 또한, 본 명세서의 기재에서 「A~B」란, A 이상 B 이하임을 나타낸다.
이하의 설명에서는, 본 발명의 실시의 형태의 TIG 용접 스텐레스 강관의 제조 방법의 설명에 앞서, 본 발명의 지견을 개략적으로 설명한다.
＜발명의 지견에 대한 개략적인 설명＞
스텐레스 강띠를 굽힘 가공하고 양단부를 맞대어 TIG 용접(전봉 용접)함으로써 스텐레스 강관을 제조하는 조관 라인에서, 전봉 용접부의 최종 응고부(용접 비드)에 작은 함몰이 발생하는 경우가 있다. 이 함몰의 깊이가 스텐레스 강띠 두께의 10% 이상 정도로 깊은 경우, 그와 같은 함몰을 가지는 스텐레스 강관은 용도에 따라서는 사용 불가하다. 예를 들면, 열교환기와 같은 용도에서, 상기 함몰을 가지는 스텐레스 강관은 열피로에 의한 균열이 생기기 쉽다.
상기 함몰의 일례를 설명하기 위해, 도 5에 스텐레스 강띠를 굽힘 가공하고 양단부를 맞대어 TIG 용접한 후의 용접 비드의 모습을 나타낸다.
도 5는 용접 비드폭의 변동 상태와 용접 비드의 중앙부에 발생하는 함몰 및 함몰의 단면 형상을 설명하는 모식도이다. 도 5에 도시한 바와 같이, 비드폭이 국소적으로 넓은 부분에서 그 중앙부에 상기 함몰이 발생하였다.
여기서, 일반적으로 TIG 용접의 쉴드 가스로서 아르곤에 H2를 첨가한 혼합 가스가 이용될 수 있다. H2는 활성 가스로서, 열적 핀치 효과(서멀 핀치 효과)가 발생한다. 그 때문에, 쉴드 가스로서 (Ar＋H2) 혼합 가스를 이용하는 경우, 아크가 긴축되어 아크의 지향성을 높여 아크의 흔들림을 억제할 수 있다.
그러나, (Ar＋H2) 혼합 가스를 이용하는 TIG 용접법은, 이하와 같은 문제가 있다. 즉, (i) 수소 취화가 염려되는 재료에 적용할 수 없고, (ii) 용접 후에 소둔 등의 탈수소 처리 공정이나 그것을 위한 설비를 필요로 할 수 있으며, (iii) H2의 농도가 용접 조건의 파라미터의 하나가 되기 때문에, 품질 관리가 어려워질 수 있다는 단점을 갖는다.
따라서, 본 발명자들은 H2를 첨가하지 않는 불활성 가스를 쉴드 가스로서 이용한 경우라도, 용접 결함의 발생을 억제할 수 있는 TIG 용접 방법에 대해 예의 검토하여, 이하와 같은 착상을 얻었다. 즉, 아크의 흔들림에 의한 입열의 변동이 있어도, 응고시에 용융지를 교반함으로써 입열이 과다한 부분에서 용접 비드의 폭 변동을 억제함과 함께, 저융점의 불순물이 최종 응고부에 집적되는 것을 방지할 수 있는 것이 아닐까 생각하였다. 그리고, 이 착상을 실현하는 방법에 대하여 상세히 검토하였다.
그 결과, TIG 용접의 전류 파형을 펄스 파형으로 한 다음, 그 주파수를 피용접재의 두께로부터 식 (1)에 의해 구해지는 비교적 낮은 값(구체적으로는 후술하는 주파수의 범위)으로 함으로써, 이하의 효과를 얻을 수 있다는 지견을 얻었다. 즉, 아크의 흔들림에 의한 입열의 변동이 있어도, 입열이 과다한 부분에서 응고시에 용융지를 교반하여 저융점의 불순물이 최종 응고부에 집적되는 것을 억제할 수 있으며, 그에 따라 비드 중앙부의 함몰(용접 결함의 발생)을 방지할 수 있다는 지견을 얻기에 이르렀다.
　f=(50/(t＾0. 5))＾C　···　(1)
여기서, f： 펄스 주파수(Hz),
t： 강띠의 두께(mm),
C： 계수(0.8~1.4)이다.
그리고, 상기 식 (1)에 기초하여 더 검토한 결과, 펄스 주파수 f를 40Hz~300Hz로 함으로써, 용접 비드의 폭의 변동을 억제할 수 있어 용접 결함의 발생을 방지할 수 있음을 알았다.
본 발명의 일 형태는 상기의 지견에 기초하는 것이다. 즉, 본 실시 형태에서의 TIG 용접 스텐레스 강관의 제조 방법은, 스텐레스 강띠를 폭 방향으로 굽힘 가공하고 양 가장자리를 맞대어 TIG 용접할 때, 용접 전원의 전류 파형으로서 펄스 주파수 40Hz~300Hz의 펄스 파형을 이용하는 방법이다. 이에 따라, 용접 품질이 우수한 TIG 용접 스텐레스 강관을 제조할 수 있다.
이러한 펄스 주파수 범위로 함으로써 상술한 효과를 얻을 수 있는 메커니즘은, 예를 들면 이하와 같은 메커니즘이라고 추찰된다. 즉, 용접 전류가 높은(펄스의 피크 전류) 경우에는 아크력에 의해 용융지 표면을 눌러내리는 힘이 작용하고, 용접 전류가 낮은(펄스의 베이스 전류) 경우에는 아크력이 저감되어 용융지의 표면 장력에 의해 용융지를 밀어올리는 힘이 작용한다. 이들이 교대로 작용하여 용융지를 진동시킨다.
여기서, 펄스 주파수가 40Hz 미만이면, 눌러내림 및 밀어올림 기간이 각각 너무 길어져 용융지의 진동이 불안정해진다. 또한, 펄스 주파수가 300Hz를 넘으면, 눌러내림 및 밀어올림 기간이 각각 너무 짧아져 용융지를 충분히 진동시키는 데까지 도달하지 않는다.
또한, 펄스 주파수가 100Hz 부근에서 효과가 가장 크다. 이는, 수십 Hz인 용융지의 고유 진동수에 가까운 펄스 주파수일수록 용융지를 진동시키고 교반시키는 효과가 크기 때문인 것으로 생각된다.
＜TIG 용접 스텐레스 강관의 제조 방법＞
다음으로, 본 발명의 실시 형태에서의 TIG 용접 스텐레스 강관의 제조 방법에 대해 설명한다.
(용접 조건)
본 실시 형태의 TIG 용접 스텐레스 강관의 제조 방법에서는, 스텐레스 강띠를 폭 방향으로 굽힘 가공하여 양 가장자리를 맞대고, 텅스텐 전극과 맞댐부 사이에 아크를 발생시키면서 강띠를 이동시켜 용접 비드를 형성한다. 이러한 TIG 용접에 이용되는 기본적인 장치 등은, 일반적으로 사용되는 장치 등을 이용할 수 있다. 그러므로, 설명의 간략화를 위하여 도시하여 설명하는 것은 생략한다.
또한, 상기 굽힘 가공의 방법으로서는 특별히 한정되지 않지만, 일반적인 롤 성형법을 이용하는 것이 바람직하다. 롤의 주속 차이에 의한 마찰의 영향이나, 폭 방향·둘레 방향으로 재료가 사행하는 등에 따라 맞댐부가 요동하는 경우에, 본제조 방법은 바람직하게 적용할 수 있다.
본 실시 형태의 TIG 용접 스텐레스 강관의 제조 방법에서는, 용접 전원에서의 전류 파형으로서 펄스 주파수 40Hz~300Hz의 펄스 파형을 이용하여 전극측을 음극으로 하는 직류의 펄스 전류를 인가하고, 펄스 TIG 용접을 행한다. 이 펄스 파형은 특별히 한정되지 않는다.
펄스폭(펄스 1주기에서 차지하는 피크 전류 시간의 비율)에 대해서는, 효과에 대한 영향은 적지만 30%~70%의 범위에서 선정하는 것이 바람직하다.
펄스 아크를 발생시키기 위한 피크 전류 및 베이스 전류의 값은, 펄스 아크를 발생시킬 수 있는 전류값이면 되고, 스텐레스 강재의 조성이나 판 두께 등에 따라 적절히 설정하면 된다. 또한, 용접 속도에 대해서도, 스텐레스 강재의 조성이나 판 두께 등에 따라 적절히 설정될 수 있다. 이는, 전류값 및 용접 속도는 피용접부로의 입열량에 밀접하게 관계하기 때문이다.
예를 들면, 스텐레스 강재의 판 두께가 0.3~1.2mm 정도인 경우는, 용접 속도： 2~5m/min, 베이스 전류： 10~20A, 피크 전류： 210~230A, 평균 전류： 120A 전후(구체적으로, 예를 들면 118A~125A)의 조건을 채용하는 것이 바람직하다.
용접 비드의 폭은 각종 용접 조건에 따라 결정될 수 있기 때문에, 특별히 한정되지 않는다. 통상, 용접 비드의 폭은 스텐레스 강재의 판 두께의 5배 정도가 될 수 있다.
또한, 일반적으로, 목적에 따라 TIG 용접은 용가재(용접 와이어)를 용융지에 첨가하여 행해지는 경우가 있지만, 본 실시 형태의 TIG 용접법에서는 용가재를 이용하지 않았다. 단, 용가재를 이용하여 펄스 TIG 용접을 행하여도 무방하다.
텅스텐 전극은 직류 TIG 용접에서 일반적으로 이용되는 재질 및 형상(전극 지름이나 선단 형상)일 수 있다.
또한, 본 실시 형태의 TIG 용접법에서는 위빙 조작은 행하지 않았다. 단, 위빙 조작을 실시해도 무방하다.
또한, 백 쉴드 가스로서 아르곤 가스를 이용할 수 있으며, 후술하는 쉴드 가스와 동일한 조성의 가스를 이용할 수도 있다.
(쉴드 가스)
본 실시 형태의 TIG 용접법에서는 H2를 첨가하지 않는 불활성 가스를 쉴드 가스로서 이용한다. 쉴드 가스로서는, 아르곤(Ar) 가스, 헬륨 가스, 또는 그들의 혼합 가스일 수 있다. 바람직하게는, 쉴드 가스는 Ar 및 불가피한 불순물로 이루어지는 가스이다.
(기재 강띠)
TIG 용접 스텐레스 강관을 제조하기 위한 기재로서의 기재 강띠는, TIG 용접 스텐레스 강관의 용도에 따라, 종래 사용되고 있던 스텐레스 강띠 중에서 적절히 선택할 수 있으며, 스텐레스강의 종류는 특별히 한정되지 않는다.
여기서, 일반적으로, 오스테나이트계 스텐레스강은 쉴드 가스에 H2가 첨가되어 있어도 H2의 영향을 받기 어렵다. 이에 대하여, 그 외의 스텐레스강은 쉴드 가스에 H2를 첨가하면 수소 취화의 염려가 있다.
이 점에서, 본 제조 방법은 쉴드 가스에 H2를 첨가할 필요가 없기 때문에, 페라이트계 스텐레스강에 바람직하게 이용할 수 있다. 니켈의 함유량이 적은 페라이트계 스텐레스강은 오스테나이트계 스텐레스강보다 저렴하며, 시장에서는 적극적으로 사용이 도모되고 있다.
페라이트계 스텐레스강 중에서도, Cr의 함유량이 비교적 높은 고 Cr의 페라이트계 스텐레스강은 융점이 비교적 높기 때문에, 용융 금속이 응고될 때의 응고 수축에 의해 고온 균열(용접 결함)이 발생하기 쉽다. 본 제조 방법은, 이러한 고 Cr의 페라이트계 스텐레스강에 대해서도 바람직하게 적용할 수 있다. 이는, 본 제조 방법에 의해 적절히 용융지를 교반함으로써, 응고 수축의 발생을 지연시켜 용접 결함이 발생하지 않도록 용융 금속을 응고시킬 수 있기 때문이다.
또한, 스텐레스 강띠의 조성이 11중량% 이상 35중량% 이하의 Cr을 함유하는 것이 바람직하다. Cr의 함유량이 11% 중량 미만이면 스텐레스강으로서의 성능을 얻을 수 없기 때문에 부적절하다. Cr의 함유량이 35중량% 보다 많으면 스텐레스 강띠의 융점이 너무 높아짐과 함께, 용접부가 딱딱해져 인성(靭性)이 현저하게 낮아지기 쉬운 문제가 있어 바람직하지 않다.
또한, 기재 강띠가 페라이트계 스텐레스 강띠인 경우, 그 페라이트계 스텐레스 강띠의 조성은 내식성 및 용접부의 인성 확보의 목적을 위하여 이하의 Si, Mn, Ni의 성분 조성인 것이 바람직하다.
Si는 0.01중량% 미만에서는 그 효과가 적고, 1.0중량%를 초과하여 첨가하면 용접성 및 용접부의 인성을 저하시키므로 0.01~1.0중량%로 하고, 바람직하게는 0.05~0.25중량%로 한다.
Mn는 0.01중량% 미만에서는 그 효과가 적고, 과잉 첨가하면 용접성을 해치므로(용접부가 경화되어 인성이 부족해짐) 0.01~0.6중량%로 하고, 바람직하게는 0.10~0.40중량%로 한다.
Ni는 모재의 강도를 증가시키면서 인성도 향상시킬 수 있으며, 0.01중량% 미만에서는 그 효과가 적고, 0.6중량%보다 많으면 용접부가 경화되어 인성이 결여되기 쉬우므로 0.01~0.6중량%로 하고, 바람직하게는 0.10~0.40중량%로 한다.
한편, 원하는 특성을 더욱 향상시키는 경우, 페라이트계 스텐레스 강띠는 예를 들면, 후술하는 실시예와 같이, C, N, S, P, Mo, Nb 등의 다른 원소를 소정량 첨가해도 무방하다.
기재 강띠의 판 두께는 특별히 한정되지 않지만, 예를 들면, 0.1mm~1.2mm이며, 바람직하게는 0.3mm~1.0mm이다. 판 두께가 커지면 펄스의 효과가 저감될 수 있다. 이는 판 두께가 두꺼워질수록 용융부의 열용량이 커지기 때문에, 펄스에 의한 교반 효과가 작아지기 때문인 것으로 생각된다.
(스텐레스 강관)
스텐레스 강관의 직경은 특별히 한정되지 않지만, 상술한 기재 강띠의 판 두께와의 관계로부터 보면, 예를 들면 6.35mm~89.1mm이다. 구체적으로는, 예를 들면 25.4mm(1인치) 또는 12.7mm일 수 있다.
(용접 비드의 변동폭, 변동 비율, 용접 결함수)
본 실시 형태의 TIG 용접 스텐레스 강관의 제조 방법에 의하면, 용접 비드의 폭의 변동을 억제하는 것, 즉 용접 비드폭의 변동폭(변동 비율)을 작게 할 수 있다. 또한, 용접 비드에 형성되는 용접 결함수를 줄일 수 있다. 이 용접 비드의 변동폭, 변동 비율 및 용접 결함수의 평가에 대해, 도 6에 기초하여 설명한다. 한편, 용접 비드폭이란 TIG 용접에 의해 생긴 용접 비드의 길이 방향(용접중 강띠의 이동 방향(용접 방향))에 대하여 수직 방향의 폭을 의미한다.
도 6은, 용접 비드폭의 변동폭, 변동 비율 및 용접 결함에 대해 설명하기 위한 모식도이다. 본 발명자들은 본 발명의 TIG 용접 스텐레스 강관(이하, 용접 강관이라고도 함.)의 제조 방법에 의하면, 제조된 용접 강관에서 용접 결함(도 6의 A)이 존재하는 지점은 반드시 비드의 폭 방향의 중앙부이며, 또한 용접 결함이 존재하는 지점(도 6의 B)에서 용접 강관의 길이 방향의 전후에서는 반드시 비드폭이 정상부(도 6의 C)보다 넓은 것을 인식하였다. 따라서, 제조한 용접 강관에서, 비드폭의 변동폭, 변동 비율 및 용접 결함의 평가는 다음과 같이 행하였다.
제조한 용접 강관의 길이 20m마다, 길이 1m의 평가재를 하나 잘라내었다. 자른 갯수는, 후술하는 실시예 1에서는 합계 100개, 실시예 2, 실시예 3 및 비교예 에서는 각각 합계 10개이다. 이는, 예를 들면, 후술하는 실시예 1의 표 3에 나타내는 각 시료의 각각에 대하여 100개의 평가재를 잘라내어 평가하였음을 의미한다.
그리고, 각각의 평가재에 대하여 우선 육안으로 용접 비드폭이 정상부보다 넓은 부위(도 6의 B, 이하, 결함 부위라고도 칭함.)를 추출하였다. 여기서, 정상부란 TIG 용접이 정상적으로 행해져, 용접 비드폭이 일정 또는 대략 일정해진 부분을 의미한다. 이 "대략 일정"이란, 소정 길이(예를 들면, 100cm)당 용접 비드폭의 변동이 ±3% 이내임을 의미한다. 한편, 도시 생략하였으나, 용접 비드폭이 정상부보다 넓어도 함몰이 발생하지 않은 부위도 있을 수 있다. 그러한 부위에 대해서도 설명의 편의상, 이하에서는 결함 부위라고 칭한다.
용접의 비드폭이 정상부보다 넓은 부위가 추출된 평가재는, 다음 (1)의 평가를 하였다. 한편, 용접의 비드폭이 정상부보다 넓은 부위를 추출할 수 없었던 경우, 즉, 평가하고 있는 하나의 평가재의 전체 길이에 걸쳐 용접부의 비드폭이 일정하여 전체 길이가 정상부라고 인정된 경우에는 그 평가재에 대해 그 이상의 평가는 행하지 않았다.
(1) 용접 강관의 비드폭의 변동폭
길이 1m의 평가재에서, 정상부의 비드폭(표준값)(도 6의 XC)과 결함 부위의 비드폭(도 6의 XB)을 노기스를 이용하여 계측하였다. 그리고, XC와 XB-XC를 각각, 그 평가재에 대한 비드폭과, 그 결함 부위에서 비드폭의 변동폭으로서 기록하였다. 한편, 이 도 6의 XB에 나타내는 비드폭은, 어느 하나의 결함 부위에서 최대의 비드폭이라고 바꾸어 말할 수도 있다. 또한, 본 명세서에서, XB-XC는 어느 하나의 결함 부위에서 비드폭의 변동값으로 칭할 수 있다. 상기 표준값은 이하와 같이 구할 수 있다. 즉, 길이 1m의 평가재에서 상기 결함 부위를 제외한 나머지의 용접 비드(정상부)에서, 용접 비드폭의 평균값으로서 구할 수 있다. 이 평균값은, 예를 들면, 길이 1m의 평가재에서, 정상부의 용접 비드에서 분산된 5점의 위치를 측정하여 얻은 용접 비드폭의 평균값으로서 구해진다.
그리고, 정상부의 비드폭(표준값)(도 6의 XC)과, 상기 변동값의 절대값을 이용하여, 어느 하나의 결함 부위에서 비드폭의 변동 비율을 산출하였다. 한편, 변동값의 절대값으로 하는 것은, 만일 변동값이 음의 값이 되는 경우를 고려하기 위해서이다.
구체적으로는, 다음의 식을 이용하여 비드폭의 변동 비율을 산출하였다.
비드폭의 변동 비율=(｜XB-XC｜／XC).
(2) 용접 결함의 판정
다음으로, 용접 결함이 존재한다고 생각되는 지점(도 6의 B)에서, 용접 강관의 길이 방향에 수직 방향이 되는 면으로 평가재를 절단하고(도 5 참조), 단면을 광학 현미경에 의해 관찰하여, 함몰(도 6의 A)의 깊이를 구하였다. 그리고, 함몰의 깊이가 평가재의 소재 판 두께의 10% 이상인 경우, 그 함몰은 용접 결함인 것으로 판정하였다. 한편, 하나의 평가재 안에 용접 비드폭이 정상부보다 넓은 지점이 2지점 이상 추출된 경우에는, 각각의 지점에 대하여 상기 (1)과 (2)의 평가를 행하였다.
100개 또는 10개의 평가재에 대하여, 용접 강관의 비드폭의 변동폭 및 변동 비율과 용접 결함의 판정을 끝낸 뒤, 상기 (2)에 의해 용접 결함으로 판정된 지점의 수를 길이 2000m(100개의 평가재의 경우) 또는 200m(10개의 평가재의 경우)로 나누어, 용접 결함의 개수(개/m)를 구하였다. 또한, 100개 또는 10개의 평가재에서 검출된 모든 결함 부위로부터 얻은 데이터에 기초하여, 상기 (1)에 의해 구해진 정상부의 비드폭(XC), 비드폭의 변동폭(XB-XC) 및 비드폭의 변동 비율의 각각의 평균을 구하였다.
(용접 스텐레스 강관, 용접 스텐레스 부재)
본 실시 형태의 TIG 용접 스텐레스 강관의 제조 방법을 이용하여 제조한 용접 강관은, 스텐레스 강띠를 폭 방향으로 굽히고 그 스텐레스 강띠의 양 가장자리가 TIG 용접되는 TIG 용접부를 갖는다. 이 TIG 용접부에는, 상술한 용접 비드, 결함 부위 및 용접 결함이 포함된다.
이러한 용접 강관을 포함하는 TIG 용접 스텐레스강 부재도, 본 발명의 범주에 들어간다. TIG 용접 스텐레스강 부재로서는, 예를 들면, 보일러, 열교환기, 배기가스용 기기, 화학 플랜트 배관 등을 들 수 있다.
(정리)
이상과 같이, 본 발명의 일실시 형태에서의 TIG 용접 스텐레스 강관의 제조 방법은, 스텐레스 강띠를 폭 방향으로 굽힘 가공하고 양 가장자리를 맞대어 TIG 용접함으로써 용접 스텐레스 강관을 제조하는 방법으로서, 용접 전원에서의 전류 파형으로서 펄스 주파수 40 Hz~300Hz의 펄스 파형을 이용하는 것을 특징으로 하고 있다.
전류가 높으면(피크 전류) 아크력에 의해 용융지 표면을 눌러 내리는 힘이 작용하고, 전류가 낮으면(베이스 전류) 아크력이 저감되어 용융지의 표면 장력에 의해 용융지를 밀어올려 이들이 교대로 작용하여 용융지를 진동시킨다.
펄스 주파수 40Hz 미만에서는 눌러내림 및 밀어올림 기간이 길어 용융지의 진동이 불안정해지고, 펄스 주파수 300Hz를 넘으면 눌러내림 및 밀어올림 기간이 짧아 용융지를 충분히 진동시키는데까지 도달하지 않는다.
또한, 본 발명의 일 실시 형태에서의 TIG 용접 스텐레스 강관의 제조 방법은, 상기 스텐레스 강띠의 조성이 11~35중량%의 Cr을 함유하는 것이 바람직하다.
또한, 본 발명의 일 실시 형태에서의 TIG 용접 스텐레스 강관의 제조 방법은, 상기 용접 스텐레스 강관의 표면에 형성된 용접 비드가 가지는 용접 결함의 수가 상기 용접 스텐레스 강관의 길이 1m당 0.5개 이하이다.
또한, 본 발명의 일 실시 형태에서의 TIG 용접 스텐레스 강관의 제조 방법은, 상기 용접 스텐레스 강관의 표면에 형성된 용접 비드에서, 용접 방향에 대하여 수직인 방향의 폭을 XB로 하고 그 폭의 표준값을 XC로 하여, 하기 식 (2)로 나타내지는 변동 비율
(변동 비율)=(｜XB-XC｜／XC)···(2)
이 5% 이하인 것이 바람직하다.
본 발명의 일 실시 형태에서 TIG 용접 스텐레스 강관은, 스텐레스 강띠를 폭 방향으로 구부리고, 그 스텐레스 강띠의 양 가장자리가 TIG 용접되는 TIG 용접부를 가지는 TIG 용접 스텐레스 강관으로서, 상기 스텐레스 강띠의 조성이 11~35중량%의 Cr을 함유하고, 상기 TIG 용접부에서 용접 비드가 가지는 용접 결함의 수가 상기 TIG 용접부의 길이 1m당 0.5개 이하인 것을 특징으로 한다.
또한, 본 발명의 일 실시 형태에서 TIG 용접 스텐레스 강관은, 상기 용접 비드에서 용접 방향에 대하여 수직인 방향의 폭을 XB로 하고, 그 폭의 표준값을 XC로 하여, 하기 식 (2)로 나타내지는 변동 비율
　(변동 비율)=(｜XB-XC｜／XC)···(2)
이 5% 이하인 것이 바람직하다.
또한, 상기 TIG 용접 스텐레스 강관을 포함하는 TIG 용접 스텐레스 부재도 본 발명의 기술적 범위에 포함된다.
<실시예>
이하, 본 발명의 일 형태에서 TIG 용접 스텐레스 강관의 제조 방법의 실시예에 대해 설명하지만, 본 발명은 이러한 실시예에 의해 한정되지 않는다.
표 1에, 이하에 설명하는 실시예 1과 실시예 2에서 이용한 3종류의 고순도 페라이트계 강(강재 A~C)인 강띠의 합금 조성을 나타낸다. 표 1의 최하단은, 실시예 1 및 실시예 2에서 이용한 소재(강재 C)이며, 두께 0.3mm의 28중량% Cr-3.8중량% Mo계 고순도 페라이트계 스텐레스강이다. 상단의 2개는, 실시예 2에서 이용한 소재로서, 두께 1.0mm 및 0.6mm의 28중량% Cr-3.8중량% Mo계 고순도 페라이트계 스텐레스강이다.
Figure 112018127189562-pct00001
또한, 표 2에, 이하에 설명하는 실시예 3에서 이용한 4종류의 고순도 페라이트계 강(강재 D~G)인 강띠의 합금 조성, 및 비교예에서 이용한 1종류의 고순도 페라이트계 강(강재 H)인 강띠의 합금 조성을 나타낸다. D강은 17중량% Cr-2중량% Mo계 고순도 페라이트계 스텐레스강(SUS444), E강은 22중량% Cr-1중량% Mo-Nb계 고순도 페라이트계 스텐레스강(SUS445J1), F강은 30중량% Cr-2중량% Mo계 고순도 페라이트계 스텐레스강(SUS447J1), G강은 14중량% Cr-저C계 고순도 페라이트계 스텐레스강(SUS410L)이다. 또한, 표 2의 최하단의 H강은 Cr의 함유량이 11% 미만인, 11중량% Cr계 고순도 페라이트계 내열강(SUH409)이다.
한편, 표 2 중의 「－」의 기호는, 각각의 성분의 함유량의 분석을 행하지 않고, 값이 얻어지지 않음을 나타낸다.
Figure 112018127189562-pct00002
　(실시예 1)
표 1의 하단에 나타낸 고순도 페라이트계 스텐레스강(강재 C)을 롤 성형한 후, Ar를 쉴드 가스로서 이용하여 TIG 용접함으로써 φ12.7mm의 용접 강관을 제조하고, TIG 용접의 용접 조건과 용접 결함의 개수의 관계를 조사하였다.
상술한 바와 같이, 용접 비드폭을 측정하여 변동폭 및 변동 비율을 산출하였다. 또한, 용접 결함으로서 도 4에 나타내는 비드 중앙부에 발생한 함몰 중, 그 깊이가 소재 두께의 10% 이상인 것을 카운트하였다. 결과를 표 3 및 도 1~도 3에 나타낸다. 한편, 표 3에서, 상향의 화살표를 기재한 란의 수치는 그 위의 란의 수치와 동일함을 나타내며, 이는 본 명세서의 이하에 나타내는 다른 표에서도 마찬가지이다.
Figure 112018127189562-pct00003
용접 강관의 길이 1m당 결함 개수 0.5개 이하를 합격으로 하였다. 쉴드 가스로 Ar를 사용한 경우, 두께 0.3mm에 대한 식 (1)의 결과(계수 C=0.8일 때의 주파수 37Hz, 계수 C=1.4일 때의 주파수 555Hz) 범위에서 결함 개수는 1.2개/m 이하였다. 그리고, 펄스 주파수가 40Hz~300Hz의 펄스 파형을 이용함으로써, 용접 결함의 개수를 0.5개/m 이하로 할 수 있다. 한편, 펄스 주파수가 40Hz인 조건에서 용접 결함수의 데이터를 취득할 수 없었으나, 비드폭의 변동폭과의 관계로부터 용접 결함수가 0.5개 미만일 개연성은 충분히 높다고 할 수 있다. 이에 대해서는, 후술하는 도 3을 이용한 설명을 참조하여 이해할 수 있다.
최적 조건이라고 생각되는 식 (1)에서, 계수 C=1.0에서 구해지는 주파수 91 Hz에 가까운 100Hz의 조건에서 결함수는 0.2개/m가 되었다. 또한 식 (1)의 상한을 크게 넘는 5,000 Hz의 주파수의 펄스 용접에서는 거의 효과가 인정되지 않았다.
f=(50/(t＾0.5))＾C　···　(1)
여기서, f： 펄스 주파수(Hz),
t： 강띠의 두께(mm),
C： 계수(0.8~1.4)이다.
여기서, 표 3에 나타내는 결과를 그래프로 나타내어 정리하면, 이하와 같다. 도 1은 비드폭의 변동폭에 미치는 펄스 주파수의 영향을 나타내는 그래프이다. 도 2는 용접 결함수에 미치는 펄스 주파수의 영향을 나타내는 그래프이다.
도 1 및 도 2에 나타낸 바와 같이, 용접 전류를 직류로서 TIG 용접한 경우에 비해, 전류 파형을 펄스 파형으로서 펄스 TIG 용접한 경우가 비드폭의 변동폭 및 용접 결함수를 저하시킴을 알 수 있다. 또한, 펄스 주파수를 변화시키면 펄스 주파수가 100Hz 부근에서 가장 효과가 커짐을 알 수 있다. 그리고, 펄스 주파수를 40Hz~300Hz의 범위로 함으로써, 용접 결함의 개수를 0.5개/m 이하로 할 수 있다.
이와 같이, 펄스 주파수를 변화시킴으로써, 비드폭의 변동폭이나 용접 결함수를 저감시킬 수 있음을 확인하였다.
여기서, 용접 비드폭은 강재의 두께에 의해 변화되는 것으로부터, 용접 비드폭의 변동에 관해 비드폭의 변동 비율로서 보편적으로 표현함과 함께, 비드폭의 변동 비율과 용접 결함수의 관계에 대해 조사하면, 이하의 것을 알 수 있다. 도 3은, 용접 비드폭의 변동 비율과 용접 결함수의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 3에 나타낸 바와 같이, 용접 비드폭의 변동 비율과 용접 결함수 사이에는 상관 관계가 인정되어, 비드폭의 변동폭을 5% 이내로 컨트롤 하면, 용접 결함의 수를 0.5개/m 이하로 억제한 우량품의 용접 강관을 제조할 수 있음을 알 수 있다.
용접 결함의 수를 조사하기 위해서는, 상술한 바와 같이 평가재를 절단하고 광학 현미경에 의해 관찰하여, 용접 비드에 발생한 함몰의 깊이를 평가하는 것을 필요로 하여 많은 노력을 요한다. 그 때문에, 이하의 실시예에서는, 상술의 용접 비드폭의 변동 비율과 용접 결함의 수의 관계에 기초하여, 용접 비드폭의 변동 비율에 대해 조사함으로써 용접 강관을 평가하였다.
(실시예 2)
표 1에 나타낸, 두께가 다른 3종류의 28중량% Cr-3.8중량% Mo계 고순도 페라이트계 스텐레스강(강재 A~C)을 롤 성형한 후, Ar를 쉴드 가스로 이용하여 TIG 용접함으로써 φ25.4mm의 용접 강관을 제조하고, TIG 용접의 용접 조건과 용접 비드의 폭 변동의 관계를 조사하였다. 구체적으로는, 강재의 판 두께를 변화시킨 경우에 본 발명의 제조 방법의 효과에 대해 조사하였다.
결과를 표 4~표 6에 나타낸다. 강재 A~C의 각각에 대하여, 외면의 평균 비드폭에 대해 5% 이하의 폭 변동(최대폭과 최소폭의 차이)을 합격으로 하였다.
쉴드 가스로 Ar를 사용한 경우, 예를 들면 두께 0.6mm에 대한 식 (1)의 결과(계수 C=0.8일 때의 주파수 28Hz, 계수 C=1.4일 때의 주파수 342Hz)를 벗어난 주파수(25Hz와 350Hz)에서는 비드폭의 변동이 비드폭의 평균값인 3mm의 5%인 0.15mm를 넘는 결과가 된 한편, 주파수가 40Hz~300Hz인 조건에서는 비드폭의 변동폭이 0.15mm 이하(즉, 5% 이하의 변동 비율)였다.
f=(50/(t＾0.5))＾C　···　(1)
여기에서, f： 펄스 주파수(Hz),
t： 강띠의 두께(mm),
C： 계수(0.8~1.4)이다.
이하 (i)~(iii)에, 강재 A~C 각각의 결과에 대해 나타낸다.
(i) 두께 1.0mm의 강재 A를 이용하여, 표 4에 나타내는 용접 조건으로 Ar을 쉴드 가스로 이용하여 TIG 용접을 행함으로써 얻어진 용접 강관은, 외면의 평균 비드폭이 약 4.6mm였다. 펄스 주파수가 40Hz~300Hz인 조건에서 비드폭의 변동 비율은 5% 이하였다.
Figure 112018127189562-pct00004
(ii) 두께 0.6mm의 강재 B를 이용하여, 표 5에 나타내는 조건으로 Ar를 쉴드 가스로 이용하여 TIG 용접을 행함으로써 얻어진 용접 강관은 외면의 평균 비드폭이 약 3.0mm였다. 펄스 주파수가 40Hz~300Hz인 조건에서 비드폭의 변동 비율은 5% 이하였다.
Figure 112018127189562-pct00005
　(iii) 두께 0.3mm의 강재 C를 이용하여, 표 6에 나타내는 조건으로 TIG 용접을 행함으로써 얻어진 용접 강관은 외면의 평균 비드폭이 약 1.5mm였다. 펄스 주파수가 40Hz~300Hz인 조건에서 비드폭의 변동 비율은 5% 이하였다.
Figure 112018127189562-pct00006
표 4~표 6의 어느 것에서도, 용접 전류가 펄스를 부여하지 않는 직류의 TIG 용접의 경우, 비드폭의 변동 비율은 10% 전후이며 용접 결함이 많이 발생한다. 또한, 펄스 주파수가 본 발명의 조건 범위 외인 경우, 비드폭의 변동 비율이 5%보다 크며, 이 경우도 용접 결함이 많이 발생하여 우량품의 용접 강관을 얻을 수 없다.
이에 대해, 펄스 주파수를 40Hz~300Hz로 TIG 용접함으로써, 강재의 판 두께에 상관없이 용접 결함의 수를 0.5개/m 이하로 억제한, 우량품의 용접 강관을 제조할 수 있음을 알 수 있다.
(실시예 3)
Cr 함유량이 약 14~30중량%인 각종 스텐레스 강띠(표 2의 강재 D~G)를 롤 성형한 후 Ar를 쉴드 가스로 이용하여 TIG 용접함으로써, φ25.4mm의 TIG 용접 강관을 제조하였다. 그리고, TIG 용접의 용접 조건과 용접 비드의 폭 변동의 관계를 조사하였다.
이하, 강재 D~G의 각각의 결과에 대해 나타낸다.
두께 0.3mm, 0.6mm, 1.0mm의 강재 D를 이용하여, 표 7에 나타내는 용접 조건으로 Ar를 쉴드 가스로 이용하여 TIG 용접을 행하였다. 얻어진 용접 강관은, 두께 0.3mm, 0.6mm, 1.0mm의 각각에서, 외면의 평균 비드폭이, 1.6mm, 3.2mm, 4.8mm였다. 모든 경우에서, 펄스 주파수가 40Hz~300Hz인 조건에서 비드폭의 변동 비율은 5% 이하였다.
Figure 112018127189562-pct00007
또한, 두께 0.6mm, 1.0mm의 강재 E 및 강재 F를 이용하여, 표 8 및 표 9에 각각 나타내는 용접 조건으로 Ar를 쉴드 가스로 이용하여 TIG 용접을 행하였다. 모든 경우에서, 펄스 주파수가 40Hz~300Hz의 조건에서 비드폭의 변동 비율은 5% 이하였다.
Figure 112018127189562-pct00008
Figure 112018127189562-pct00009
또한, 두께 0.3mm, 0.6mm의 강재 G를 이용하여, 표 10에 각각 나타내는 용접 조건으로 Ar를 쉴드 가스로 이용하여 TIG 용접을 행하였다. 모든 경우에서, 펄스 주파수가 40Hz~300Hz의 조건에서 비드폭의 변동 비율은 5% 이하였다.
Figure 112018127189562-pct00010
표 7~표 10에 나타내는 모든 경우에서, 용접 전류가 펄스를 부여하지 않는 직류의 TIG 용접의 경우, 비드폭의 변동 비율은 10% 전후이며 용접 결함이 많이 발생한다. 또한, 펄스 주파수가 본 발명의 조건 범위 외인 경우, 비드폭의 변동 비율이 5%보다 크며, 이 경우도 용접 결함이 많이 발생하여 우량품의 용접 강관을 얻을 수 없다.
이에 대하여, 펄스 주파수를 40Hz~300Hz로 하여 TIG 용접함으로써, Cr 함유량이 약 14~30중량%인 각종 강띠에서 용접 결함의 수를 0.5개/m 이하로 억제한, 우량품의 용접 강관을 제조할 수 있음을 알 수 있다.
(비교예)
다음으로, 비교예로서 Cr 함유량이 11중량% 미만(10.72중량%)인 스텐레스 강띠(표 2의 강재 H)를 롤 성형한 후, Ar를 쉴드 가스로 이용하여 TIG 용접함으로써 φ25.4mm의 TIG 용접 강관을 제조하였다. 그리고, TIG 용접의 용접 조건과 용접 비드의 폭 변동의 관계를 조사하였다. 그 결과를 표 11에 나타낸다.
Figure 112018127189562-pct00011
본 비교예에 나타낸 바와 같이, Cr 함유량이 11중량% 미만이면 비드폭의 변동폭을 5% 이내로 컨트롤 할 수 없었다. 이 이유는, 융점이 낮고, 펄스를 부가했을 때 용융지가 크게 교반되어 물결침으로써 용접 비드폭이 변동된 것으로 생각된다. 또한, 여기에는 나타내지 않았으나, Cr 함유량이 35중량% 이상인 경우도 비드폭의 변동폭을 5% 이내로 컨트롤 할 수 없었다. 그 이유는, 융점이 높고 용접시의 약간의 진동 등으로 용융지가 변동되어 그 상태로 응고되었기 때문인 것으로 생각된다.

Claims (7)

  1. 스텐레스 강띠를 폭 방향으로 굽힘 가공하고, 양 가장자리를 맞대는 공정과,
    맞대어진 상기 양 가장자리를 따라 TIG 용접하는 공정을 포함하는 용접 스텐레스 강관을 제조하는 방법으로서,
    상기 스텐레스 강띠는 페라이트계 스텐레스 강띠이며,
    상기 TIG 용접하는 공정에서는,
    H2를 첨가하지 않는 불활성 가스를 쉴드 가스로서 사용하고,
    용접 전원의 전류 파형으로서 펄스 주파수 40Hz~300Hz의 펄스 파형을 이용하여 용융지를 진동 및 교반시켜,
    상기 TIG 용접에 의해 형성된 용접 비드에서 용접 방향에 대해 수직인 방향의 폭을 용접 비드폭이라 하고,
    상기 용접 비드 중, 상기 용접 비드폭이 일정한 부위를 정상부, 상기 용접 비드폭이 상기 정상부보다 넓은 부위를 결함 부위라 할 때,
    상기 용접 방향을 따른 아크의 흔들림에 기인하는 용접부로의 입열량의 변동에 따른, 상기 용접 비드에서 하기의 식 (1)로 나타내어지는 변동 비율
    (변동 비율)=(｜XB-XC｜／XC)···(1) (여기서, XB는 상기 결함 부위에서 최대의 상기 용접 비드폭이고, XC는 상기 정상부에서의 상기 용접 비드폭이다)
    이 5% 이하가 되도록 하는 것을 특징으로 하는, 용접 품질이 우수한 TIG 용접 스텐레스 강관의 제조 방법.
  2. 제1항에 있어서,
    상기 스텐레스 강띠의 조성이 11~35중량%의 Cr을 함유하는 것을 특징으로 하는, 용접 품질이 우수한 TIG 용접 스텐레스 강관의 제조 방법.
  3. 제1항 또는 제2항에 있어서,
    상기 용접 스텐레스 강관의 표면에 형성된 용접 비드가 가지는 용접 결함의 수가, 상기 용접 스텐레스 강관의 길이 1m당 0.5개 이하인 것을 특징으로 하는, 용접 품질이 우수한 TIG 용접 스텐레스 강관의 제조 방법.
  4. 삭제
  5. 스텐레스 강띠를 폭 방향으로 구부리고, 상기 스텐레스 강띠의 양 가장자리가 TIG 용접되는 TIG 용접부를 가지는 TIG 용접 스텐레스 강관으로서,
    상기 스텐레스 강띠의 조성이 11~35중량%의 Cr을 함유하고,
    상기 스텐레스 강띠는 페라이트계 스텐레스 강띠이며,
    상기 TIG 용접부에서 용접 비드가 가지는 용접 결함의 수가 상기 TIG 용접부의 길이 1m당 0.5개 이하이고,
    상기 TIG 용접에 의해 형성된 용접 비드에서 용접 방향에 대해 수직인 방향의 폭을 용접 비드폭이라 하고,
    상기 용접 비드 중, 상기 용접 비드폭이 일정한 부위를 정상부, 상기 용접 비드폭이 상기 정상부보다 넓은 부위를 결함 부위라 할 때,
    상기 용접 비드에서 하기의 식 (1)로 나타내어지는 변동 비율
    (변동 비율)=(｜XB-XC｜／XC)···(1) (여기서, XB는 상기 결함 부위에서 최대의 상기 용접 비드폭이고, XC는 상기 정상부에서의 상기 용접 비드폭이다)
    이 5% 이하인 것을 특징으로 하는 TIG 용접 스텐레스 강관.
  6. 삭제
  7. 제5항에 기재된 TIG 용접 스텐레스 강관을 포함하는 것을 특징으로 하는 TIG 용접 스텐레스강 부재.
KR1020187036731A 2016-06-03 2017-06-02 Tig 용접 스텐레스 강관의 제조 방법, tig 용접 스텐레스 강관 및 tig 용접 스텐레스 부재 KR102042209B1 (ko)

Applications Claiming Priority (5)

Application Number Priority Date Filing Date Title
JPJP-P-2016-111413 2016-06-03
JP2016111413 2016-06-03
JPJP-P-2017-108923 2017-06-01
JP2017108923A JP6407357B2 (ja) 2016-06-03 2017-06-01 Ｔｉｇ溶接ステンレス鋼管の製造方法、ｔｉｇ溶接ステンレス鋼管、およびｔｉｇ溶接ステンレス部材
PCT/JP2017/020619 WO2017209282A1 (ja) 2016-06-03 2017-06-02 Ｔｉｇ溶接ステンレス鋼管の製造方法、ｔｉｇ溶接ステンレス鋼管、およびｔｉｇ溶接ステンレス部材

Publications (2)

Publication Number Publication Date
KR20190019946A KR20190019946A (ko) 2019-02-27
KR102042209B1 true KR102042209B1 (ko) 2019-11-07

Family

ID=60658322

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
KR1020187036731A KR102042209B1 (ko) 2016-06-03 2017-06-02 Tig 용접 스텐레스 강관의 제조 방법, tig 용접 스텐레스 강관 및 tig 용접 스텐레스 부재

Country Status (7)

Country Link
US (1) US10603733B2 (ko)
EP (1) EP3466579A4 (ko)
JP (1) JP6407357B2 (ko)
KR (1) KR102042209B1 (ko)
CN (1) CN109562475B (ko)
MX (1) MX2018014971A (ko)
TW (1) TWI703005B (ko)

Families Citing this family (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN113385897A (zh) * 2021-06-11 2021-09-14 山西太钢不锈钢股份有限公司 一种铁素体不锈钢薄壁焊管的制备方法

Family Cites Families (24)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPS55156670A (en) * 1979-05-23 1980-12-05 Daihen Corp Tig arc build-up weld method
JPS57126954A (en) * 1981-01-29 1982-08-06 Nisshin Steel Co Ltd Corrosion-resistant ferritic stainless steel
JPS6195781A (ja) * 1984-10-17 1986-05-14 Kobe Steel Ltd Ｔｉｇ溶接方法
JPH0327875A (ja) * 1989-06-23 1991-02-06 Kawasaki Steel Corp 溶接鋼管における初期入熱決定方法
JPH04220144A (ja) * 1990-05-17 1992-08-11 Tokin Corp Ｔｉ系合金細線の製造方法
JPH04220114A (ja) * 1990-12-19 1992-08-11 Nisshin Steel Co Ltd めっき鋼管の製造方法
JP3543740B2 (ja) * 1999-08-06 2004-07-21 住友金属工業株式会社 マルテンサイト系ステンレス鋼溶接鋼管
DE60043151D1 (de) 1999-08-06 2009-11-26 Sumitomo Metal Ind Geschweisstes rohr aus martensitischen rostfreien stahl
JP4220114B2 (ja) 2000-09-18 2009-02-04 株式会社東芝 カード支持装置および電子機器
JP3588330B2 (ja) * 2001-03-26 2004-11-10 エア・ウォーター株式会社 非消耗電極式ガスシールドアーク溶接方法
JP4782979B2 (ja) * 2003-03-31 2011-09-28 大陽日酸株式会社 溶接方法
US7157672B2 (en) * 2003-05-20 2007-01-02 Gandy Technologies Corporation Method of manufacturing stainless steel pipe for use in piping systems
KR100553260B1 (ko) * 2003-09-09 2006-02-20 동아금속주름관(주) 스테인리스 강관의 연속 용접장치 및 용접방법
JP2007098459A (ja) 2005-10-07 2007-04-19 Nippon Steel Corp 亜鉛系めっき鋼板の高速ガスシールドアーク溶接方法
KR100742204B1 (ko) * 2006-03-29 2007-07-25 동아금속주름관(주) 스테인리스 강관의 용접장치 및 용접방법
CN101508053B (zh) 2009-03-25 2010-12-29 山东大学 高镍合金与不锈钢异种金属的焊接方法
EP2246433A1 (de) * 2009-04-30 2010-11-03 Mologen AG Concatemere zur Immunmodulation
JP5319595B2 (ja) 2010-04-09 2013-10-16 株式会社東芝 マグ溶接用シールドガス，マグ溶接方法，および溶接構造物
KR101259287B1 (ko) * 2010-12-28 2013-05-06 주식회사 포스코 페라이트계 스테인리스 강관 및 그 제조방법
KR101243006B1 (ko) * 2010-12-28 2013-03-12 주식회사 포스코 Ａｌ도금 페라이트계 스테인리스강의 용접방법
CN102560065A (zh) 2012-02-08 2012-07-11 瓮福（集团）有限责任公司 用于改善双相不锈钢焊接组织的热处理方法
WO2014018206A1 (en) 2012-07-27 2014-01-30 Exxonmobil Upstream Research Company High strength steel weld metal for demanding structural applications
CN102935543B (zh) 2012-10-31 2015-06-24 国家电网公司 T23钢管对焊方法
JP6195781B2 (ja) 2013-10-31 2017-09-13 シャープ株式会社 音響装置

Also Published As

Publication number Publication date
KR20190019946A (ko) 2019-02-27
US10603733B2 (en) 2020-03-31
EP3466579A1 (en) 2019-04-10
MX2018014971A (es) 2019-08-12
US20190134731A1 (en) 2019-05-09
TWI703005B (zh) 2020-09-01
JP2017217699A (ja) 2017-12-14
JP6407357B2 (ja) 2018-10-17
CN109562475B (zh) 2020-09-15
TW201801835A (zh) 2018-01-16
CN109562475A (zh) 2019-04-02
EP3466579A4 (en) 2019-09-04

Similar Documents

Publication Publication Date Title
KR20120024360A (ko) 플럭스 코어드 용접 와이어 및 이를 이용한 육성 용접의 아크 용접 방법
KR20120002935A (ko) 필릿 용접 이음매 및 가스 실드 아크 용접 방법
JP2008142762A (ja) ガスシールドアーク溶接方法
JP6874425B2 (ja) ガスシールドアーク溶接用フラックス入りワイヤ及び溶接継手の製造方法
JP6492811B2 (ja) 溶接材料並びにそれを用いて形成される溶接金属及び溶接継手
JP6953789B2 (ja) ガスシールドアーク溶接用フラックス入りワイヤ、及び溶接継手の製造方法
EP2703112A1 (en) Method for producing laser welded steel pipe
KR102042209B1 (ko) Tig 용접 스텐레스 강관의 제조 방법, tig 용접 스텐레스 강관 및 tig 용접 스텐레스 부재
JP6235402B2 (ja) 強度、靭性および耐ｓｒ割れ性に優れた溶接金属
EP3812085B1 (en) Solid wire and method of manufacturing welded joint
JP2011025311A (ja) 電縫溶接部の耐サワー特性に優れた高強度厚肉ラインパイプ向け電縫鋼管の製造方法
US12116656B2 (en) Ti-containing Fe—Ni—Cr alloy having superior quality on slit cut surface
JP2007319910A (ja) フラックス入りワイヤ
KR101657831B1 (ko) 내식성이 우수한 오스테나이트계 스테인리스 강판의 용접금속부
JP5948435B2 (ja) 溶接材料及び溶接継手
WO2017209282A1 (ja) Ｔｉｇ溶接ステンレス鋼管の製造方法、ｔｉｇ溶接ステンレス鋼管、およびｔｉｇ溶接ステンレス部材
JP2013006207A (ja) 電縫溶接部の耐サワー特性に優れた高強度厚肉電縫鋼管の製造方法
JP2003220492A (ja) 鋼材のレーザ溶接用コアドワイヤおよびソリッドワイヤ
JP5796370B2 (ja) 電縫溶接部の耐サワー特性に優れた高強度厚肉電縫鋼管
JP4806300B2 (ja) ソリッドワイヤ
JP2004230392A (ja) マルテンサイト系ステンレス鋼管用溶接材料およびマルテンサイト系ステンレス鋼管の溶接方法
JP2022061826A (ja) 溶接継手の製造方法及び開先充填用のフラックス入りカットワイヤ
US5854462A (en) Stainless-steel flux cored wire electrode
JP2001107200A (ja) 靭性と強度に優れたマルテンサイト系ステンレス鋼溶接継手
Hirata et al. Effect of chemical composition on bead formation in TIG arc welding. Effect of chemical composition on weldability in fabrication in high alloyed steel (2nd Report)

Legal Events

Date Code Title Description
A201 Request for examination
A302 Request for accelerated examination
E902 Notification of reason for refusal
E90F Notification of reason for final refusal
E701 Decision to grant or registration of patent right