KR20200143571A

KR20200143571A - 고효율 tig 용접의 생산성 향상을 위한 용가재 및 그 제조방법

Info

Publication number: KR20200143571A
Application number: KR1020190070096A
Authority: KR
Inventors: 조상명; 전재호; 박정현
Original assignee: 슈퍼티그웰딩 주식회사
Priority date: 2019-06-13
Filing date: 2019-06-13
Publication date: 2020-12-24

Abstract

TIG 용접은 불활성 가스 분위기 중에서 텅스텐 전극과 모재와 아크를 발생시켜 아크열을 이용하여 모재와 용가재를 용융시키는 용접방법이다. TIG용접 공정은 고품질의 용접부를 얻을 수 있기 때문에 선박, 플랜트, 원자력 등 많은 산업분야에서 필수적인 용접공정이 되었고 그 수요는 계속 증가하고 있다. 따라서, 많은 산업체들은 수동 TIG용접을 자동 TIG용접으로 전환하거나 추진 중에 있다. 그러나 TIG용접은 용착속도가 느려서 생산성이 낮아 현장적용이 문제가 되고 있다. 본 발명는 기존 TIG용접의 낮은 생산성 문제점을 극복하기위해 대전류에서 용접 가능한 고효율 TIG 용접에 관한 발명를 하였다. 대전류 TIG 용접의 아크형상 관찰 실험을 하였다. 아크길이, 용접전류, 실드가스를 변경하여 아크직경을 측정하고, 유효아크직경을 정의하여 적합한 용가재 형상에 대해 고찰하였다. 새롭게 고안된 용가재를 이용하여 대전류 TIG용접을 실시하여 용접현상을 관찰하였다. 이 때 용가재의 송급높이 변경하여 이행형태를 분류하고, 이를 모델링하였다. 기존 Ni계 합금 용접에서 나타나는 문제점을 분석하기 위해 Ni계 합금과 탄소강의 다른 특성에 대해 검토하였고, Ni계 합금 GMAW 용적 이행현상을 관찰하여 고찰하였다. 이러한 문제를 해결하기위해 고효율 TIG 용접을 Ni계 합금 맞대기 용접에 적용하여 실험하고 고찰하였다.

Description

고효율 TIG 용접의 생산성 향상을 위한 용가재 및 그 제조방법{Filler Metal for improving productivity of TIG welding and method thereof}

본 발명은 TIG 용접의 생산성 향상을 위해 고효율 TIG 용접에 적합한 용가재 형상에 관한 것으로서, 더욱 상세하게는 새로운 형상의 용가재로 대전류 TIG 용접을 하였을 때, Ni기 합금의 맞대기 용접에 적용하고 그 외 다양한 소재의 narrow gap 용접에 적용하는 것에 관한 것이다.

TIG(Tungsten Inert Gas) 용접은 불활성가스 분위기 내에서 비소모성인 텅스텐 전극과 모재 사이에 발생한 아크열로 모재를 용융시키며 필요한 경우 외부에서 별도의 용가재를 사용하여 모재와 함께 용융시켜 용접하는 용접법이다.

소모성 전극이 사용되는 GMAW(Gas Metal Arc Welding), SAW (Submerged Arc Welding)과 달리 TIG용접은 비소모성 텅스텐 전극의 사용으로 인해 아크 안정성이 매우 높아 융합불량의 발생가능성이 현저히 낮은 장점을 가지고 있다. 또한 FCAW(Flux Cored Arc Welding), SAW와 같이 flux를 사용하는 용접공정은 용접금속 내 미세 슬래그의 혼입으로 인해 용접부 물성의 편차가 심한 문제가 있지만, TIG 용접 공정은 고품질의 용접부를 얻을 수 있다. 스패터와 흄, 슬래그의 발생이 없기 때문에 청정한 작업환경을 유지할 수 있으며 다른 용접공정에 비해 HSE (Health, Safety, Environment)관점에서 매우 우수한 특성을 보인다. 탄소강부터 스테인리스강 등의 고합금강, Al 및 Al 합금소재인 고압가스 압력용기, Ni 및 Ni 합금을 사용하는 원자력 노즐 및 튜브, Ti, Zr, Ta 등과 같은 활성이 강한 재료의 용접까지 폭넓게 적용 가능하며 맞대기용접, 육성용접, 필릿용접 등에 적용한다.

그러나 비소모성 전극인 텅스텐전극과 모재사이에서 아크를 발생하는데 이때, 텅스텐전극에서 전도 열손실, 아크에서 복사 및 대류에 의한 열손실, 모재 및 용가재에서 전도 열손실등 아크효율이 낮기 때문에 GMAW나 SAW등에 비해 생산성이 현저히 떨어진다. TIG 용접의 생산성 향상을 위해 용가재의 송급속도를 증기시키고, 이를 용융시키기 위해 용접 전류를 높이면 대전류에서의 높은 아크 중심부 압력으로 인해 용융풀의 압입이 심하게 발생한다. 이로인해 언더컷, 험핑비드와 같은 결함이 발생하여 생산성 향상에 어려움이 있다.

본 발명는 TIG 용접의 생산성 향상을 위해 대전류 TIG 용접에서 아크 특성 및 용가재의 용융거동을 관찰하여 고효율 TIG 용접에 적합한 용가재 형상을 제시하는 것이 목적이며, 새로운 형상의 용가재로 대전류 TIG 용접을 하였을 때, 용접현상을 관찰하여 이행형태를 모델링 하는 것이 목적이다. 또한 개발된 용가재를 Ni기 합금의 맞대기 용접에 적용하고 그 외 다양한 소재의 narrow gap 용접에 적용하는 것을 목적으로 한다.

TIG 용접은 불활성 가스 분위기 중에서 텅스텐 전극과 모재와 아크를 발생시켜 아크열을 이용하여 모재와 용가재를 용융시키는 용접방법이다. TIG용접 공정은 고품질의 용접부를 얻을 수 있기 때문에 선박, 플랜트, 원자력 등 많은 산업분야에서 필수적인 용접공정이 되었고 그 수요는 계속 증가하고 있다. 따라서, 많은 산업체들은 수동 TIG용접을 자동 TIG용접으로 전환하거나 추진 중에 있다. 그러나 TIG용접은 용착속도가 느려서 생산성이 낮아 현장적용이 문제가 되고 있다.

본 발명는 기존 TIG용접의 낮은 생산성 문제점을 극복하기위해 대전류에서 용접 가능한 고효율 TIG 용접에 관한 발명를 하였다.

도 1 내지 도 150은 본 발명의 실시예에 따른 도면이다.

오래전부터 용접산업은 3D 산업으로 인식되어 왔다. 그러나 제 4차 산업혁명이 도래함에 따라 용접산업도 친환경, 고품질, 저비용, 자동화가 요구되고 있다. 이러한 요구에 적합한 용접공정은 높은 아크안정성, 고품질의 용접금속을 얻을 수 있는 TIG 용접공정이지만, 자동화 용접 적용 시 낮은 용접생산성이 항상 걸림돌이 되어왔다.

TIG용접에서 생산성 향상을 위해서는 용가재의 송급량을 높이고, 이를 용융시키기 위한 용접전류를 증가시켜야 한다. 그러나 대전류를 사용하게 되면 플라즈마 젯에 의해 발생되는 아크 압력에 의한 강한 아크력에 의해 용융지 표면에 심한 압입형상이 생기게 되고 이로인해 용접 결함이 발생 할 수 있다. 이러한 근본적인 TIG 용접의 한계를 극복하기 위해 대전류 TIG 용접의 용접현상을 면밀히 관찰하여 새로운 관점에서의 접근이 필요하다.

따라서 높은 생산성을 가지기 위한 TIG용접에서의 문제점을 해결하기 위해 대전류 TIG 아크의 특성 및 용접현상 파악과 대전류 고생산성에 적합한 용가재에 대한 검토가 필요하다.

본 발명는 기존 TIG용접의 낮은 생산성을 극복하기위해 대전류에서 용접가능한 고효율 TIG 용접에 관한 발명를 하였다. 요구되는 용가재 형상과 용접 현상 관찰을 위해 다음과 같은 실험과 고찰을 하였다.

대전류 TIG용접에서 아크 길이, 용접전류, 실드가스를 변경하여 아크형상을 촬영하여 하였다. 아크 직경을 측정하고 유효아크직경을 정의하여 적합한 용가재 형상에 대해 고찰하였다.

새롭게 고안된 용가재를 대전류 TIG용접에 적용하였을 때 나타나는 용접현상을 관찰하기 위해 동영상 촬영을 하였다. 이 때 용가재의 송급높이 변경하여 이행형태를 분류하고, 모델링하였다. Ni계 합금의 용접에서 나타나는 문제점을 파악하기 위해 Ni계 합금과 탄소강의 다른 특성에 대해 검토하였고, Ni계 합금 GMAW 용적 이행현상을 관찰하여 고찰하였다. 이러한 문제를 해결하기위해 고효율 TIG 용접을 Ni계 합금 맞대기 용접에 적용하여 실험하고 고찰하였다. Narrow gap 맞대기 용접에 고효율 TIG 용접을 적용하기 위해 탄소강, STS316L, 9Cr1Mo강, Alloy 625 재질에 용접실험을 실시하고 고찰하였다.

TIG 용접에서 생산성을 높이기 위하여 용가재의 송급량을 증가시키고, 이를 용융시키기 위해 용접전류를 증가시킨다. 그러나 용접전류를 증가시키면, 높은 아크 중심부 압력에 의해 언더컷, 험핑비드와 같은 결함이 발생하게 되어 용접생산성을 향상시키는데 어려움이 있다. 이러한 아크 중심부 압력을 감소시키기 위하여 혼합실드가스의 사용, Hot TIG 용접법, Twin TIG 용접법, side Arc를 발생시켜 bypass전류를 이용하는 방법 등이 개발되었다.

따라서 여기서에서는 높은 아크 압력이 용융풀에 직접 작용하는 것을 방지기 위해 대전류 TIG 용접 아크의 형상에 대해 검토하고, 기존 아크에 대한 인식을 전환하고 최적의 용가재 형상에 대해 검토하였다.

새롭게 고안된 용가재를 대전류 TIG용접에 적용하였을 때 나타나는 용접현상을 관찰하기 위해 동영상 촬영을 하였다. 이 때 용가재의 송급높이 변경하여 이행형태를 분류하고, 모델링하였다.

Ni계 합금의 용접에서 나타나는 문제점을 파악하기 위해 Ni계 합금과 탄소강의 다른 특성에 대해 검토하였고, Ni계 합금 GMAW 용적 이행현상을 관찰하여 고찰하였다. 이러한 문제를 해결하기위해 고효율 TIG 용접을 Ni계 합금 맞대기 용접에 적용하여 실험하고 고찰하였다.

Narrow gap 맞대기 용접에 고효율 TIG 용접을 적용하기 위해 탄소강, STS316L, 9Cr1Mo강, Alloy 625 재질에 용접실험을 실시하고 고찰하였다.

TIG 용접(Tungsten Inert Gas Welding)은 Ar, He등과 같은 불활성가스를 실드가스로 사용하면서 비소모성 전극인 텅스텐 전극과 모재사이에서 발생시킨 아크열로 모재를 접합하는 용접법을 말한다. 실드 가스로는 모재와 전극의 산화를 방지하기 위하여 불활성가스인 Ar이나 He 등을 사용한다. 이 용접법은 모든 용접자세에 적용할 수 있으므로, 아크가 매우 안정되고 용접부 품질이 우수하므로 산화나 질화 등에 민감한 재질의 용접에 사용된다. 그러나 다른 용접법에 비하여 용접속도가 느리므로 생산성이 낮다.

TIG 용접은 비소모성 텅스텐 용접봉과 모재간의 아크에 의해 모재를 용접하는 방법으로서 Fig. 2.1과 같이 용접부 주위에 불활성 가스(Ar, He)를 보호가스로 사용하면서 용접하는 것이다. 필요에 따라 용가재를 별도로 투입하여 비드를 형성시킨다.

특별한 경우를 제외하고 아크와 외부전기 회로사이에는 전극이 존재하며, 전류는 전극을 매개로 하여 기체와 전기회로 사이를 흐르게 된다. 용접 아크의 경우 전극은 탄소이거나 금속이며, 고체거나 액체인 경우도 있다. 부(-)전극을 음극이라 하며, 음극으로부터 전자를 가스 중에 방출시킨다. 반면에 양(+) 전극을 양극이라고 한다.

저기압 가스가 들어있는 방전관 중에서 접촉된 2개의 전기도체에 전류를 흐르게 하고, 약간의 간격을 띄우게 되면 Fig. 2.2와 같이 도체 사이에 방전 현상이 발생한다. 이 아크방전은 다른 방전에 배해 저 전압, 대전류 아크로 큰 에너지로 금속을 용융시키는 용접열원으로 취급이 용이한 특징이 있다.

아크는 기체 중 또는 전극으로부터의 증기 중에서 전극사이의 방전이다. 아크 방전을 상세하게 관찰하면 그 구조와 전압분포는 Fig. 2.3과 같이 나타낼 수 있고, 음극과 양극의 아주 좁은 범위(음극에서는 약 0.01mm 이하)에 전압강하 영역이 존재한다. 그 사이에는 아크 기둥 강하 영역이라는 비교적 전기저항이 작은 부분이 있다. 아크 전압이라고 하는 것은 음극 강하 전압, 아크 기둥강하 전압, 그리고 양극 강하 전압의 합으로 나타낼 수 있다.

Fig. 2.4는 아크 방전을 TIG 용접에 대한 전류와 전압특성을 조사한 것이다. 수냉동판과 텅스텐 전극을 일정한 거리(즉 아크 길이)만을 띄어서 Ar가스 분위기중에서 아크방전을 시키면 Fig 2.3과 같은 특성 곡선이 얻어진다.

전류가 낮은 영역에서는 전압이 급격하게 강하하고, 전류가 높은 영역에서는 전압이 서서히 증가하는 특성을 나타낸다. 실제용접에서는 상승특성 영역조건을 사용하는 경우가 많지만 이 아크 특성 곡선은 아크가 소비되는 에너지의 특성을 의미하는 것이다.

전류를 일정하게 하고 아크 길이와 전압 관계를 조사하면 Fig. 2.5와 같은 특성곡선을 보이게 된다. 아크 길이와 전압은 거의 비례관계로 증가하며, 전압을 높인다는 것은 아크 길이를 길게 한다는 것을 의미한다. 또한 Fig. 2.4에서 실드가스를 Ar가스와 He가스로 사용한 경우 아크 길이와 전압의 관계도 나타내고 있다. 동일한 아크 길이에서도 실드가스의 종류에 따라 아크 전압이 크게 달라진다는 것을 알 수 있다. 이것은 실제용접에 있어서도 실드가스마다 적정 전압이 달라진다는 것을 나타내고 있다²⁰⁾.

TIG 용접에서의 용융 금속은 Fig. 2.6에서 나타내듯이 아크 중에 발생하는 여러 힘을 받는다. 이들 힘은 부력, 로렌츠력, 표면장력, 아크 전단응력 등으로 나뉠 수 있고 다음과 같이 설명할 수 있다.

Fig. 2.7은 용융풀에서 부력에 의한 용융 금속의 유동을 나타내었다. 밀도는 온도가 증가함에 따라 감소하는데, 아크 직하의 용융풀의 온도가 아크 바깥쪽의 용융풀의 온도보다 상대적으로 높아서 밀도가 작아 떠오르려는 부력이 발생한다. 부력은 아크반경 방향의 유동에 영향을 미친다.

Fig. 2.8은 용융풀에서 로렌츠력에 의한 용융 금속의 유동을 나타내었다. 로렌츠 력은 전류의 직각방향으로 작용한다. 로렌츠력은 두께방향의 유동에 영향을 미친다.

Fig. 2.9는 용융풀에서 표면장력에 의한 용융 금속의 유동을 나타내었다. 표면장력은 온도가 증가함에 따라 감소하는데, 아크 직하의 용융풀의 온도가 아크 바깥쪽의 용융풀의 온도보다 상대적으로 높아서 표면장력이 약하다. 따라서 용융풀은 아크반경 방향의 유동을 하게 된다.

Fig. 2.10은 아크 전단응력에 의한 용융 금속의 유동을 나타내었다. 아크 플라즈마 기류에 의해 용융풀 표면에 아크 전단응력이 발생하고 용융풀은 아크 반경방향으로 유동 하게 된다.

산업 현장과 발명실에서는 TIG용접에서 제어를 위해 여러 용접인자를 사용한다.

극성은 용접전원에서 나오는 양과 음의 단자가 전극과 모재 중 어디에 연결되는가에 의해 정해지는 특성이며 정극성(Direct Current Staright Polarity, DCSP 또는 Direct Current Electrode Negative, DCEN), 역극성(Direct Current Reverse Polarity, DCRP 또는 Direct Current Electrode Positive, DCEP) 및 교류(Alternating Current, AC)의 3가지가 있다. 극성에 따라 아크 특성 및 용융지의 용융특성이 달라진다. Table 2.1은 비소모성 전극을 사용하는 GTAW와 소모성 전극을 사용하는 GMAW에 있어서 극성에 따른 특성을 나타내었다.

일반적으로 DCEN에서 용접전류에 따른 용접 현상을 Fig. 2.11에 나타내었다. 전류가 증가할수록 입열이 증가하여 용융지의 폭과 용입은 증가한다.

Fig. 2.12는 아크길이에 따른 용접 현상을 나타낸다. 아크길이가 감소할수록 용융지 표면의 아크는 집중되어 전류밀도는 증가하기 때문에 용융지 폭은 감소하고 용입은 증가한다.

Fig. 2.13은 텅스텐 전극 선단각에 따른 용접 현상을 나타낸다. 아크는 전극 표면의 직각 방향으로 형성된다. 전극선단각이 증가할수록 아크는 용융지 쪽으로 집중되고 전류밀도의 증가로 용입이 증가한다.

아크압력은 아크 플라즈마내의 유동이 Fig. 2.14와 같이 용융지 위에 압력을 가한다. 아크압력에 의해 용융지가 압입되는 것을 Fig. 2.15에 나타내었다. 아크압력은 용융지 유동에 큰 영향을 미치고 심할 경우 언더컷, 험핑비드 그리고 분리비드와 같은 용접 결함을 야기한다.

Fig. 2.16은 Oh 등이 용융지 표면에 미치는 아크압력 분포를 측정하기 위한 마노메터 모식도를 나타내었다. 동판에 직경 1mm 구멍을 뚫어 아래에 마노메터를 설치하여 압력을 측정하였다.

Fig. 2.17은 용접 전류, 전극 선단각, 아크길이에 따른 최대 아크압력을 나타내었다.

Fig. 2.18는 용융지에 미치는 실드가스에 따른 아크압력 분포를 나타내었다.

Fig. 2.19은 완전용입된 용융지 표면에 용접전류에 따른 아크압력의 영향을 유한요소 해석한 결과를 나타내었다.

Table 2.2는 TIG용 실드가스를 나타내었다. 일반적으로 Ar가스를 실드가스로 사용하지만 모재에 따라 He이나 H₂가스를 혼합하여 사용한다. 좋은 열전도도를 갖는 가스는 모재로 열을 전도하는데 도움을 주게 되기 때문에 중요한 물리적 성질이다. 열전도도의 정도는 용접 비드의 형상과 다음 층에 용접될 금속의 조건에 의하여 영향이 미친다고 보고되었다.

Fig. 2.20에서 나타나듯이 Ar에 비해 열전도도가 높은 He를 첨가하면 주어진 전류에서 입열량이 증가하는데, 적어도 30% 이상 첨가 되어야 실질적인 증가를 가져온다.

Table 2.3은 헬륨가스의 비에 따른 아크형상을 보여준다¹⁵⁾. Fig. 21는 실드가스에 따른 플라즈마 온도분포를 나타내었다. He가스가 Ar가스보다 용융지표면에 고온의 넓은 범위를 가진다. Fig. 2.22은 실드가스에 따른 용융지 온도분포를 나타낸다. Fig. 2.23는 실드가스에 따른 용융지 형상을 나타낸다.

용접생산성은 단위시간 당 용가재를 용착시키는 양인 용착속도(kg/hr)로 주로 비교한다.

TIG용접의 용착속도는 수동의 경우 0.5kg/hr, 자동의 경우 1.0kg/hr 정도인데 비해 GMAW는 평균 5kg/hr, FCAW는 평균 7kg/hr, SAW는 평균 15kg/hr으로 매우 높은 수준이다. 그러나 고품질의 용접부가 요구되는 곳은 TIG용접이 끊임없이 요구되고 있으며, 그에 따라 TIG용접 생산성 향상이 지속적으로 요구된다. Fig. 2.24는 각 용접공정별 용착속도를 나타낸 것이다.

Hot wire TIG용접은 자동 와이어 송급 TIG용접에서 와이어를 저항발열시켜 용융지에 뜨거운 상태로 송급하는 TIG용접을 말한다.

Hot wire TIG용접은 원자력, 플랜트등 육성용접이나 저입열 이음용접에 많이 사용된다. 하지만 발명논문은 많지 않다.

Fig. 2.25에 Hot wire TIG용접 장치의 모식도를 나타내었다. 와이어 컨택팁과 모재사이에 전류를 흘려서 와이어를 저항발열하는 구조로 되어있다. 와이어 극성에 따라 아크 특성이 달라진다. Fig. 2.26에 아크 없이 저항발열된 와이어를 나타내었다.

Fig. 2.27은 Hot wire TIG용접시의 용융속도를 나타낸다. 250A에서 일반적인 Cold wire보다 Hot wire 사용시 2배의 용착속도가 가능하다.

Fig. 2.28은 Hot wire TIG용접에서 He혼합가스는 용입이 얕기 때문에 육성용접에 유리하고 H₂혼합가스는 용입이 깊기 때문에 이음용접에 유리한 것을 나타낸다.

Twin wire TIG용접은 하나의 TIG 아크내에 2개의 와이어를 송급시키는 TIG용접을 말한다.

Twin wire TIG용접은 클래드 용접에서 용가재를 추가로 투입하여 용착속도의 증가뿐만 아니라 모재로 투입되는 열량을 감소시켜 희석율을 떨어뜨리는 효과와 HAZ 감소, 변형 감소등과 같은 효과가 있다.

Fig. 2.29는 Twin wire TIG용접 장치의 모식도를 나타내었다. 투입되는 용가재가 아크 중심으로 정확히 송급되는 것이 중요하며, 편심이 일어나면 미용융 용가재의 발생이 우려된다. Fig. 2.30은 single wire와 twin wire의 용착속도를 비교한 것이고, Table 2.5는 희석율을 비교한 것이다.

Twin electrode TIG용접은 하나의 토치 내에 2개의 텅스텐 전극을 배치시켜 아크를 형성시키고, 이때 아크가 서로 교차되게 하는 TIG용접을 말한다.

Fig. 2.31는 Twin electrode TIG용접 장치의 모식도를 나타내었다²⁸⁾. 2개의 파워소스에 각각의 전극을 별도로 연결하여 아크를 발생시키고 전류를 교차펄스 형태로 제어한다. 이때 싱글아크의 전류와 트윈아크 전류의 합이 같을 때 아크압력을 비교하였고, 트윈아크 아크압력이 싱글아크에 비해 현저히 감소하게되고, 험핑비드의 발생이 감소되는 것을 확인하였다

Fig. 2.32는 single electrode 아크와 twin electrode 아크를 비교한 것이고 Fig. 2.33는 아크압력을 비교한 것이다.

Bypass Current Double Sided 아크 용접 (BC-DSAW)는 MIG용접 아크 측면에 TIG용접 아크를 형성시키는 새로운 용접방법이다.

측면에 발생시킨 TIG 아크측으로 전류의 바이패스가 발생하고 그로인해 MIG 용접의 용적이행 형태가 바뀌게 되고, 가장 전류 밀도가 높은 위치가 아크중심부에서 TIG 아크 측으로 옮겨지며 전류밀도가 감소하여 박판의 고속용접에 유리한 결과를 보인다.

Fig. 2.34에 BC-DSAW 장치의 모식도를 나타내었다. Fig. 2.35은 바이패스 전류 유무에 따른 비드외관을 나타낸 것이고, Fig. 2.36은 단면을 비교한 것이다. Fig. 2.37은 전류 밀도의 분포를 나타낸 것이다.

대전류 TIG 용접 아크의 형상 모델링을 위해 아크촬영을 실시하였다. 구리 모재위에 아크를 발생시켜 촬영하였고, 용접전류는 300A부터 600A까지 100A단위로 변경하였고, 아크길이는 5,6,7mm로 변경하여 실시하였다. 그리고 100%Ar, 70%Ar-30%He, 50%Ar-50%He, 93%Ar-7%H2 총 4가지의 실드가스 조건에서 아크를 촬영하였다. Fig. 3.1은 촬영모식도를 나타낸 것이고, Table 3.1은 용접조건, Table 3.2는 촬영조건을 나타냈다.

촬영한 아크 형상에서 모재쪽으로 말려들어온 후 모재와 만나는 두점을 연결한 길이를 아크 직경으로 정의하였다. 촬영한 사진은 감마값 변경을 통해 선명도를 높인 후, Micro Office Visio 2009를 통해 아크 직경을 측정하였다.

Table 3.3는 아크길이 5mm, Table 3.4은 아크길이 6mm, Table 3.5은 아크길이 7mm 일 때 용접전류, 실드가스에 따른 아크형상을 촬영한 사진이다. 실드가스의 변경에 따라 아크의 형상이 바뀌게 되는 것을 확인할 수 있다.

Fig. 3.4, 3.5, 3.6는 아크길이 5, 6, 7mm에서 전류, 실드가스에 따른 아크직경을 측정한 그래프이다. 아크 길이, 용접전류가 증가할수록 아크 직경은 증가하는 경향을 나타냈다. 실드가스에 따른 아크직경은 Ar, 30%He, 50%he, 7%H2 순으로 감소하는 경향을 나타냈으며, 이는 He가스와 H2가스가 혼합됨에 따라 열적핀치 효과가 증가하여 아크의 수축이 발생한 것으로 판단된다.

아크 플라즈마 스트림의 열유속은 중심에서 가장 높고, 측면으로 갈수록 감소하는 특징을 가진다. 이때 모재와 용가재를 용융시키고, 비드를 형성시키는 영역을 유효아크로 지정하고 그 범위를 검토하였다. 대전류 TIG 아크에서도 이 유효아크영역에서의 높은 아크압력이 험핑비드를 형성시키기 때문에 이 영역의 검토가 필요하다.

Mingxuan Yang 등은 전체 아크영역 중 코어 아크 영역을 59.92%로 정의하였다. 이때 코어 아크 영역의 직경은 전체직경의 약 60% 정도로 측정된다.

본 발명에서는 유효 아크 직경을 전체 직경의 60%로 가정하여 계산하였다.

Fig. 3.8, 3.9, 3.10는 아크길이 5mm, 6mm, 7mm일 때 유효아크 직경을 나타낸 것이다.

300~600A구간에서 100%Ar 실드가스의 유효 아크직경은 최소 6.3mm, 최대 9.6mm로 측정된다. 70%Ar-30%He 실드가스는 최소 6.0mm, 최대 8.4mm이고, 50%Ar-50%He 실드가스는 최소 5.5mm, 최대 7.9mm이다. 93%Ar-7%H2 실드가스는 최소 4.1mm, 최대 7.1mm로 가장 작게 나타났다. 이러한 대전류 TIG 용접의 유효 아크 직경을 고려하여 유효 아크 영역의 높은 아크압력에 의한 험핑비드의 방지를 위한 용가재의 형상 검토가 필요 할 것으로 판단된다.

기존의 TIG 용접은 아크는 플라즈마 기둥을 인식되고 있다. 그래서 높은 온도의 플라즈마 기둥 내부로 용가재가 투입되어 용융되고 플라즈마 기둥이 사라지면 용융풀이 응고하고, 비드를 형성하는 것으로 생각되었다. 그러나 아크는 플라즈마 내 아크 압력이 존재하고, 또한 중심이 가장 크고, 변두리로 갈수록 낮아지는 압력 분포 특성을 가진다. 이러한 아크압력은 용융지 유동에 큰 영향을 미치고, 용가재의 용융특성에도 영향을 줄 것으로 판단된다.

따라서 본 발명에서는 이러한 아크 압력의 존재와 아크 압력 분포 특성을 고려하여 아크를 전극에서 용융풀로 흘러 내려오는 플라즈마 스트림으로 관점을 전환하였다. 이때 기존에 사용되는 소직경의 원형단면 용가재의 용융특성과 새로운 형태의 용가재의 용융특성에 대해 검토하였다. Fig. 3.1은 기존의 아크에 대한 관점과 새롭게 제시한 아크에 대한 관점을 모식도로 나타낸 것이다.

아크를 플라즈마 스트림으로 인식하였을 때, 열유속은 아크 중심에서 가장 높고, 아크 측면으로 갈수록 감소하는 특성을 가지게 된다. 이러한 특성으로 인해 용가재는 기본적으로 아크 중심으로 송급되어야 한다. 그러나 작은 직경의 원형단면 와이어는 대전류에서 급격히 증가된 아크압력을 충분히 받아낼 수 없어 용융풀의 압입이 극심해져 험핑비드가 발생하게 된다. 또한 생산성 향상을 위해 고속으로 송급될 때 발생하는 진동으로 인해 중심에 정확히 송급되지 않고, 측면으로 편심이 될 경우 미용융 용가재가 발생하게 된다.

이러한 단점을 보완하기 위해 새로운 형태의 용가재 도입이 필요하다. C형 단면 용가재는 이러한 단점을 보완하기 위해 고안된 것으로 용가재 폭이 4~5mm 정도로 넓고, 단면적이 4~6mm²로 큰 것이 특징이다. 용가재의 폭이 커 대전류의 높은 아크압력이 용융풀에 작용하는 것을 감소시키는 효과가 있고, 큰 단면적으로 인해 용가재의 강성이 높고, 송급속도가 비교적 낮아 송급 위치 안정성이 매우 높다.

대전류 TIG 용접에서 C-filler의 용융거동을 예측하기 위해 CFD 시물레이션을 실시하였다. 아크 열원은 형상과 분포는 가우시안 모델로 하였고, 아크압력, 표면장력, 전자기력, 부력, 항력 등이 고려되었다. C-filler는 고정이 되어있고 아크열원이 이동하는 형태로 시뮬레이션을 하였다.

Fig. 3.13과 같이 C-filler의 양쪽 엣지 부위가 우선적으로 용융되는 특징을 보이며, C-filler의 중심부가 마지막에 용융되어 용융풀에 아크압력이 직접 작용되는 것을 방지하는 효과가 기대된다.

높은 아크 압력이 용융풀에 직접 작용하는 것을 방지기 위해 대전류 TIG 용접 아크의 형상에 대해 검토 및 기존 아크에 대한 인식을 전환하여 최적의 용가재 형상에 대해 검토한 결과 다음과 같은 결론을 얻었다.

1) 대전류 TIG 용접의 용접전류, 아크길이, 실드가스에 따른 아크를 촬영하여 직경을 측정하고, 유효아크직경을 측정한 결과, 300~600A구간에서 100%Ar 실드가스의 유효 아크직경은 최소 6.3mm, 최대 9.6mm, 70%Ar-30%He 실드가스는 최소 6.0mm, 최대 8.4mm, 50%Ar-50%He 실드가스는 최소 5.5mm, 최대 7.9mm, 93%Ar-7%H2 실드가스는 최소 4.1mm, 최대 7.1mm로 나타났다.

2) 기존의 아크는 플라즈마 기둥이라는 인식에서 아크를 전극에서 용융풀로 흘러 내려오는 플라즈마 스트림으로 관점을 전환하였다. 이때 기존에 사용되는 소직경의 원형단면 용가재의 한계를 제시하고, C형 단면 용가재를 제안하였다.

3) C형 단면 용가재는 기존의 작은 직경 와이어보다 넓은 폭과 큰 단면적을 가지는 것이 특징이다. 넓은 폭으로 인해 대전류의 높은 아크압력이 용융풀에 작용하는 것을 감소시키는 효과가 있고, 큰 단면적으로 인해 용가재의 강성이 높고, 송급속도가 비교적 낮아 송급 위치 안정성이 매우 높다.

4) C-filler의 용융거동을 예측하기 위해 CFD 시뮬레이션을 실시한 결과, C-filler의 양쪽 엣지 부위가 우선적으로 용융되는 특징을 보이며, C-filler의 중심부가 마지막에 용융되어 용융풀에 아크압력이 직접 작용되는 것을 방지하는 효과가 기대된다.

대전류 TIG 용접에서 아크압력에 의한 험핑비드 발생을 방지하기 위해 용가재 형상에 관한 발명가 진행되었고 C형 용가재가 제안되었다. 대전류 TIG용접의 유효아크 반경을 고려하여 C형 용가재의 폭과 두께를 결정하여 실제 용접을 실시하였다.

여기서에서는 C형 용가재를 사용하는 대전류 TIG용접에서 금속이행 모드를 관찰하여 용가재 송급높이에 따른 이행모드의 다양한 모델을 확립하기 위해 TIG arc에 C형 단면 용가재를 송급하여 용접하는 동안 동영상 촬영을 하여 금속이행모드를 관찰하였다. 용접 전류의 bypass 현상을 확인하기 위해 아크 모니터링 장치를 이용하여 아크전압(Arc voltage)과 송급전압(Filler voltage)을 측정하였다.

본 발명에서는 C-filler를 사용하는 대전류 TIG 용접의 현상을 관찰하기 위해 bead on plate 용접을 실시하였다. 모재는 ASTM A283을 사용하였고, 용가재는 ER100S-G를 사용하였다. Table 4.1은 사용한 모재와 용가재의 화학성분을 나타낸 것이고, Fig 4.2는 모재의 모식도이다.

Fig. 4.4는 시험의 모식도이다. 대전류 TIG용접에서 C형 용가재를 사용하였을 때 금속이행모드를 관찰하기 위해 다음과 같은 실험을 진행하였다. 일반적인 TIG용접와 동일하게 TIG용접전원, TIG토치, 송급장치로 장치를 구성하였고, ASTM A283 판에 Bead On Plate로 용접을 실시하였다. 이때 공급되는 용가재는 ER 100S-6 C형 용가재를 사용하였고, 세부적인 용접조건은 Table 4.2에 나타냈다. 금속이행모드를 관찰하기 위해 동영상 촬영을 실시하였으며, 촬영에 대한 모식도는 Fig. 4.5에 촬영조건은 Table 4.3에 나타냈다. 텅스텐 전극에서 모재까지의 아크길이는 6mm로 유지하였고, 송급되어 들어가는 C형 단면 용가재와 모재사이의 송급높이 (Feeding height)는 0mm, 2mm, 4mm로 변경하였다. 아크전압(arc voltage)을 측정하기위해 모재(+)와 용접전원단자(-)에 전압센서를 부착하였고, 용가재와 모재사이의 전압인 송급전압(Filler voltage)을 측정하기위해 모재(+)와 송급노즐에(-) 전압센서를 부착하였다.

Table 4.4는 용접비드외관과 macro section을 나타낸 것이다. 송급높이 0mm의 경우 비드외관이 미려하고, 용접전류 430A 대비 작은 용입을 가진 macro section이 안정적으로 얻어졌다. 송급높이가 증가하면서 비드외관이 거칠어지고, 산화가 많이 되는 경향을 보인다.

Table 4.5는 용입단면적과 비드 중심부 용입을 측정한 데이터이다. 각 송급높이 당 5개의 단면에서 용입 면적과 중심부 용입을 측정하여 평균을 계산하였고, 그림 5는 그래프를 나타낸 것이다. 송급높이 2, 4mm의 용입면적은 송급높이 0mm에 비해 약 2배, 비드 중심부 용입은 약 1.7배 증가하였다. 이는 이행형태에 의한 것으로 판단된다.

Fig. 4.7, 4.8, 4.9 은 BOP 용접실험 중 촬영한 동영상의 snap shot 이다.

0mm는 용융된 C-filler가 용융지에 연속적으로 걸쳐지면서 이행되는 전형적인 연속교락이행이 형성되고 있다. 이러한 안정적인 연속교락이행은 스패터가 발생하지 않고 거의 완벽한 비드를 형성한다. 이때 430A의 높은 아크 전류임에도 불구하고 용가재쪽으로 bypass되는 current flux가 크고 molten pool에 유입되는 current flux가 작아 molten pool 표면에 작용하는 아크압력이 낮아지기 때문에 험핑비드가 방지될 수 있었다.

Yugang Miao(ref 12)는 MIG 용접 중 TIG아크를 side에 배치시켜 전류의 bypass 현상을 이용하여 용융풀에 작용하는 전류밀도를 분산시키는 발명를 하였고, Stephan Egerland(ref 13)는 twin electrode를 사용하는 TIG용접을 통해 아크압력을 분산시키는 발명를 하였다. 이러한 선행발명와는 다르게 본 발명에서는 C형 단면 용가재측으로 current flux가 bypass되어 molten pool 표면에 작용하는 아크압력을 감소시키기 때문에 대전류에서도 험핑비드가 방지된다고 판단된다.

송급높이 2mm는 교락과 분리가 비교적 규칙적으로 발생한다. 분리되어 있는 동안 C-filler의 끝에 용적이 성장하고 용적이 충분히 성장하여 용융풀에 교락되면서 용적이행이 이루어진다. 송급높이가 2mm로 크지 않기 때문에 C-filler 끝 용적직경이 2mm 이내이며, 비교적 규칙적으로 용적의 성장과 이행이 이루어진다. 일반 원형와이어에 비해 C-filler의 폭과 단면적이 크기 때문에 직경2mm이내의 용적이 안정적으로 매달려있을 수 있다. 또한 용적이 분리되어있을 땐 아크가 용융풀을 향하고, 교락되는 순간 아크가 용가재쪽으로 향하는 것을 볼 수 있다. 이때 분리상태에서도 험핑비드는 발생하지 않았다. 일반적으로 험핑비드는 molten pool의 표면장력 때문에 1초이상의 주기를 가지고 형성되게 되는데, 분리시간이 매우 짧아 발생하지 않았다.

4mm는 교락과 분리가 비교적 불규칙적으로 발생한다. 송급높이 2mm와 달리 C-filler 끝의 용적이 크게 형성되고, 아크력에 의해 심하게 흔들린다. 이로 인해 일부는 용융지로 이행되지만, 일부는 스패터가 되어 날아간다. 또한 Fig. 4.10에서 확인할 수 있는 것과 같이 불규칙적인 용적이행으로 인해 아크가 용가재쪽과 용융풀쪽으로 불규칙적으로 움직이게 되고, 이러한 아크움직임이 스패터 발생을 촉진시키는 것으로 보인다.

위 실험을 통해 C형 단면 용가재의 이행모드가 용접비드 및 품질안정성에 큰 영향을 미치는 것으로 판단되며, 연속교락이행이 우수한 용접비드, 높은 품질안정성을 얻는데 유리하다.

선행발명자들은 GTAW에서 이행모드와 아크전압과의 관계를 발명하였다. (ref 16) 측정된 아크전압은 용접상태의 모니터링, 원하는 이행모드의 유지등과 같은 곳에 사용되었다. (ref 17) 본 발명에서는 아크전압 뿐 만 아니라, 송급전압(Filler voltage)을 추가로 측정하여 이행현상과 동기화하여 관찰하였다.

Fig. 4.11, 4.13, 4.15은 20초구간의 아크전류, 아크전압, Filler voltage 파형(wave form)을 측정한 것이며, Fig. 4.12, 4.14, 4.16는 아크전압, 송급전압의 1초구간 확대파형을 나타낸 것이다.

송급높이 0mm에서는 연속교락이행이 안정적으로 형성되어 그림 12에 나타나듯이 아크전압, 송급전압 모두 변동 없이 일정하게 출력되고 있다. 이는 아크가 용가재측으로 향한 상태인 교락전압이 측정된 것이다.

송급높이 2mm에서는 앞서 관찰한대로 용적이 성장하는 분리단계와 용적이 이행하는 교락단계가 나뉘어져 나타난다. 그림 14에서 볼 수 있듯이 용적이 분리되었을 때는 높은 분리전압이, 용적이 교락되었을 때는 낮은 교락전압이 측정된다. 이는 용적이 분리되어 아크가 용융풀쪽으로 향했을 때가 용적이 교락되어 아크가 용가재 쪽으로 향했을 때보다 아크길이가 길어져 아크전압이 상승하였다. 교락상태에서 용융풀과 용가재 사이에 형성된 metal bridge는 고유저항(resistivity)이 낮아 bypass 전류가 증가하여 아크blow가 심해진다. 한편 분리상태에서는 metal bridge가 끊어져 용융풀과 용가재 사이에 아크플라즈마가 형성되어 송급전압이 증가한다.

송급높이 4mm에서는 송급높이 2mm에 비해 전압의 변동이 증가하였고 이것은 교락 후 분리상태로 될 때 용가재와 molten pool 사이의 아크길이가 증가하여 분리전압이 증가하기 때문인 것으로 판단된다.

전체적으로 교락상태에서 분리상태로 변화할 때 전압증가의 폭은 Filler voltage이 더 큰 것으로 나타났다.

Table 4.6은 대전류 TIG 용접에서 C형 용가재를 사용하였을 때 나타나는 이행현상을 관찰하여 모델링한 것이다. 첫번째 이행형태는 연속 교락이행으로 안정적인 교락상태에서 main current flux는 용가재 쪽으로 향한다. 이로 인해 대전류의 높은 아크압력이 용융풀에 작용하는 것을 막아 험핑비드 방지가 가능하다. 두번째 이행형태는 단속교락이행이다. 단속교락이행의 경우 교락상태와 분리상태로 나뉘게 되는데 교락상태에선 앞서 설명한 연속교락이행과 마찬가지로 main current flux가 용가재 쪽으로 향하고, 분리상태에는 main current flux가 용융풀로 향한다. 그러나 이 시간이 수ms로 매우 짧아 험핑비드는 발생하지 않는다. 단속교락이행은 용가재 송급위치가 증가할 수록 규칙적인 단속교락에서 불규칙적인 단속교락이행으로 바뀌게 되고, 분리상태의 시간이 길어지게 된다. 또한 용가재 끝에 형성된 큰 용적이 불안정하게 매달려 용융풀에 제대로 이행되지 않고 스패터가 형성될 수 있다.

C형 용가재를 사용하는 대전류 TIG 용접에서 아크촬영을 통한 이행모드의 관찰과 전압변동 현상을 분석한 결과 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다.

1) C형 단면 용가재의 송급높이를 0mm로 하여 용접하였을 때 430A의 높은 전류, 임에도 불구하고 안정적인 연속교락이행과 우수한 비드외관이 얻어졌다.

2) 송급높이가 2, 4mm로 증가할수록 비드외관이 거칠어지는 경향을 보였으며, 용입면적은 송급높이 0mm에 비해 약 2배, 비드 중심부 용입은 약 1.7배 증가하였다. 이는 이행형태에 의한 것으로 판단된다.

3) 동영상을 통해 이행현상을 관찰한 결과, 송급높이 0mm에서는 연속교락이행이 안정적으로 나타났고 이때 bypass 전류가 증가하여 용가재 쪽으로 아크블로우가 커졌다. 송급높이 2mm에서는 용가재와 용융풀이 분리되어 있는 separating이 규칙적으로 나타났고, 송급높이 4mm에서는 separating이 불규칙적으로 나타났다. 이 separating이 나타날 경우에는 전류의 bypass현상이 적어 아크는 용가재 쪽으로 거의 휘지 않고 형성되었다.

4) C형 용가재를 송급하면서 용접하여 아크전압과 Filler voltage 파형을 안정적으로 측정할 수 있었다. 송급높이 0mm의 연속교락이행일 때에는 아크전압, Filler voltage이 모두 일정하게 유지되었다. 그러나 송급높이 2, 4mm의 경우, 교락상태에서는 전압이 낮고, 분리상태에서는 전압이 높아졌다. 이때 송급높이 2mm보다는 4mm의 경우 교락전압보다 분리전압이 더 크게 증가하였다. 또한 교락전압에 비해 분리전압이 증가하는 정도는 아크전압보다 송급전압이 현저히 높게 나타났다.

5) 대전류 TIG 용접에서 C형 용가재를 사용할 때 나타나는 이행형태를 연속교락이행, 규칙적 단속교락이행, 불규칙 단속교락이행으로 분류하였고, 이를 모델링하였다.

지구환경개선을 위한 교토(Kyoto)협약으로부터 석탄을 에너지원으로 하는 화력발전의 CO₂배출량 억제를 위한 노력이 활발히 이루어지고 있다. 따라서 발전효율이 높은 증기터빈 개발 필요하게 되었다. 발전효율을 올리기 위해서는 증기온도를 높이는 것이다. 국내에서는 Fe기 621℃ 이하의 내열소재개발에 집중되었고, 700℃이상 초내열/내식 Ni기 합금소재 용접에 대한 기술개발은 진행되고 있지 않고 있다. 700℃이상 Ni기 초내열, 내식합금의 동종/이종재간 용접기술개발 필요하게 되었다.

Ni계 합금은 탄소강의 용접에 비해 표면장력이 크고, 고유저항이 높은 특징을 가지고 있어 용접기술개발에 이러한 부분의 충분한 고려가 필요하다.

여기서에서는 Ni계 합금의 특징을 검토하여 용접현상에 미치는 영향을 규명하고, 적절한 용접공정을 제시하고자 한다. 팬던트 드랍법을 이용하여 탄소강과 Ni계 합금의 표면장력 차이를 측정하였고, Ni계 GMAW의 용적이행 현상을 관찰하였다. C형 용가재를 사용하는 대전류 TIG 용접을 Ni계 합금 맞대기 용접에 적용하여 용점품질을 검토하였다..

본 발명에서는 재질별 표면장력 비교실험, GMAW의 Alloy 625 용적이행현상관찰실험, C-filler를 적용한 TIG용접의 Alloy 625 맞대기 용접 적용 실험을 실시하였다.

재질별 표면장력실험에서는 ER70S-6 용가재와 ER-NiCrMo3 용가재를 사용하여 구리 모재위에 아크를 발생시켜 용적을 형성시켰다.

GMAW의 Alloy 625의 이행현상 관찰을 위해 폭 150mm, 길이 300mm, 두께 10mm의 ASTM A283 탄소강판을 사용하였고, 앞서 사용한 alloy 625 용가재를 동일하게 사용하였다.

C-filler를 적용한 TIG용접의 Alloy 625 맞대기 용접에는 폭 80mm, 길이 250mm, 두께 30mm의 Alloy 625재료를 사용하였다.

Table 5.1은 실험에 사용된 모재의 화학조성, 용가재의 화학조성을 나타내었다. Table 5.2에는 맞대기 용접에 사용된 alloy 625 재료의 기계적 성질을 나타내었다.

본 실험은 Alloy 625와 탄소강의 2가지 용가재 재질의 표면장력을 비교하기 위해 일반적으로 사용되는 pendant drop법을 적용하였고 Table 5.3은 실험 조건을 나타냈다. TIG 아크를 발생시켜 아크내부로 각 용가재를 저속으로 투입시켜 용적을 형성시키고, 용적이 이행되기 직전의 직경을 확인하기 위해 동영상 촬영을 하였다. 또한 각 용가재 당 5개의 용적을 채취하여 무게를 측정하였다. Fig. 5.1은 실험을 위해 세팅한 모습과 용가재가 투입되는 모식도를 나타냈다.

Table 5.4는 Alloy 625의 GMAW에서 용적의 이행을 관찰하기 위한 실험의 용접조건이다. Alloy 625에 주로 적용되는 2원계 실드가스와 3원계 실드가스 2가지를 변경하여 실험을 실시하였다. 이행되는 현상관찰을 위해 슬로우모션 동영상을 촬영하였다. Fig. 5.2는 사용된 모재의 모식도, Fig 5.3은 동영상 촬영의 setting 모습, Fig. 5.4는 카메라 앵글을 나타내었다.

Table 5.5는 C-filler를 사용하는 TIG 용접의 Alloy 625 맞대기 용접 적용을 위한 실험의 용접조건이다. Fig. 5.5은 맞대기 용접에 사용된 V그루브 시편 모식도이다. 일반적인 맞대기 용접에 사용되는 60º V그루브에 용접을 실시하였고, layer4까지는 1layer 1pass, layer5, 6는 1layer 2pass로 적층 설계하였다. 그루브 측벽 융합불량을 방지하기위해 오실레이션을 실시하였고, 패스가 증가 할수록 그루브 폭이 증가하므로 오실레이션 폭도 증가하였다. 그리고 뒷면 용접을 1패스 실시하였다. Table 5.6은 패스별 용접조건을 나타냈다.

Fig. 5.6은 팬던트 드랍법의 표면장력 계산에 필요한 X’와 X의 측정방법을 모식적으로 나타낸 것이고, 직경을 측정하고 식(5.1)에 대입하여 각 용가재의 표면장력을 측정하였다. 식(5.1)은 γ(N/mm), 표면장력을 계산하는 식으로 여기서, ρ(g/cm³)는 재료의 밀도, g(m/sec²)는 중력가속도, X(mm)는 용적의 직경, 1/H는 용적의 형상비로 X'/X의 값을 사용한다.

Fig. 5.7은 각 용가재의 용적이 떨어지기 직전의 모습을 캡쳐 한 것이다. 측정된 용가재의 직경, 표면장력은 Table 5.7에 나타냈다. 용가재의 표면장력은 ER-NiCrMo3가 ER70S-6에 비해 약 17% 높게 나타났다.

Table 5.8은 2종류의 실드가스에 따른 Alloy 625 GMAW의 비드외관이다. 4%의 CO2가 첨가 됨에 따라 비드표면이 다소 산화되는 모습을 확인할 수 있다.

Fig 5.8은 2원계 가스에서의 용적이행 현상을, Fig 5.9는 3원계 가스에서의 용적이행 현상을 확인하기 위해 촬영한 동영상의 snap shot으로 나타낸 것이다. 2원계가스의 용적이행은 다소 불규칙적이며, 여러번의 펄스에도 용적이 이행되지 않고 지속적으로 성장하고 용가재 직경의 2~3배 정도 크기의 용적이 이행되는 것을 확인 할 수 있다.

3원계 가스는 2원계에 비해 용적의 이행과 크기가 규칙적이다. 그러나 2원계와 동일하게 아크길이의 변화는 극심하게 나타나는 것을 확인할 수 있다.

Alloy 625의 GMAW에서 아크안정성에 영향을 미치는 첫번째 인자는 표면장력이다. 앞서 실시한 표면장력 측정 실험에서 확인하였듯 Ni기 합금은 표면장력이 탄소강에 비해 약 20%가량 높아 용적의 이행이 어렵다. 그로인해 단락이 빈번히 발생하여 LF발생위험이 높고, 스패터의 발생이 많다. 이때 3원계 가스를 사용할 경우, 아크열에 의해 CO2가 CO+O로 해리되고 O가 액체 용적의 표면에 산화필름을 형성시켜 용적의 표면장력이 감소되어 breakup length를 짧게 형성시킬 수 있다. 그로인해 보다 낮은 전압에서 스프레이 이행이 얻어진다.(ref) 이러한 현상에 대한 모식도를 Fig. 5.10에 나타내었다. 그러나 2원계, 3원계 가스 모두 아크 길이의 변화는 극심하게 나타나는 것을 확인할 수 있다.

Alloy 625의 GMAW에서 아크안정성에 영향을 미치는 두번째 인자는 고유저항이다. Table 5.9에는 탄소강, STS316, Alloy 625의 고유저항이고, Fig. 5.11은 GMAW에서 와이어가 컨텍팁을 통해 통전되는 모식도를 나타낸 것이다.

GMAW는 연속되어 공급되는 와이어가 컨텍팁을 통해 전류가 통전되고, 모재와 와이어 사이에 형성된 아크에 의해 용가재가 용융되어 비드를 형성시킨다. 이때 용착되는 용가재는 아크에 의해 용융되는 양과 stick out 구간 내에서 저항발열에 의해 용융되는 양으로 나눌 수 있다. 이는 단위시간당 용융되는 용가재의 무게인 용착속도 M(kg/hr)을 계산하는 Halmoy식에서도 분류할 수 있다. 식 5.2은 탄소강에 적용되는 할모이식으로 앞쪽의 I항이 아크 발열항이고 뒤쪽의 I²항이 저항발열항이다. 여기서 I(A)는 전류, L(mm)은 Stick out 길이, d(mm)는 용가재의 직경이다. Alloy625의 경우 탄소강에 비해 고유저항이 약 7배 가량 높으며, 이는 용착속도를 계산하는 Halmoy식에 대입하였을 때 와이어의 저항발열항에 영향을 주게된다. 고유저항이 높은 Ni기 합금의 경우 식 5.3의 형태로 변형이 되게 된다.

이때 동일한 송급속도로 용접이 될 때 아크발열항은 동일하지만, 저항발열항이 Ni기 합금이 더 높아져, 용착속도가 순간적으로 증가하여 아크길이 변화현상이 발생하게 되는 것이다. Fig. 5.12은 이러한 아크길이 변동현상 발생 메커니즘을 모델링한 것이다. 또한 고유저항이 높은 Ni기 합금은 컨택팁과의 접촉면적이 감소하면, 접촉저항이 순간적으로 극심히 증가하여 아크가 꺼지는 현상 또한 발생하게 된다.

Table 5.10, 5.11은 패스별 용접조건으로 용접한 패스별 비드외관을 나타내었다. 산화되지 않고 산화스캐일도 거의 없이 미려한 비드외관을 가졌다. 패스간 그라인딩이나 브러시를 사용하지 않았다.

Fig. 5.13은 용접 횡단면을 나타내었다. 융합불량이 없이 건전한 용접부를 형성하였다. 방사선 검사 결과에서 기공이나 슬래그 혼입, 융합불량 등 기타 결함은 발견되지 않았다.

Fig. 5.14, 5.15는 melting depth를 측정한 것으로 죄우측 평균1.53, 표준편차 0.41mm로 양호한 값이 얻어졌다.

Ni기 합금의 맞대기 용접에서 C-filler를 사용하는 대전류 TIG용접을 적용하였을 때, 표면장력이 높아 안정적인 연속교락이행의 유지가 유리하여, 최대 6kg/hr의 높은 용착속도로 우수한 품질의 용접이 가능한 것을 확인하였다.

Ni계 합금의 용접특성에 대한 검토를 위해 표면장력 비교실험, GMAW 용적이행 관찰, C형용가재를 사용하는 TIG 용접의 Ni계 합금 맞대기 용접적용을 실시하여 다음과 같은 결론을 얻었다.

1) 팬던트 드랍법을 이용하여 ER-NiCrMo3와 ER70S-6의 표면장력 비교실험을 실시하였다. Ni계 합금은 탄소강에 비해 약 17%높은 것으로 나타났으며, 이는 용적의 이행을 더 어렵게 하고 큰 용적의 이행을 야기한다.

2) Ni계 합금의 GMAW에서는 높은 표면장력으로 인해 용적의 이행이 원할하지 않아 아크길이의 변동이 극심하게 발생하여 3원계 가스의 사용이 요구된다. 또한 고유저항이 탄소강에 비해 높아 컨텍팁 내부 통전점의 변화에 따른 아크길이변화가 민감하게 발생하고, 접촉점이 감소될 시에는 아크꺼짐현상 또한 발생하게 되어 더욱 세심한 컨텍팁 규격 관리가 요구된다.

3) C형 용가재를 사용하는 대전류를 TIG용접을 Alloy 625 맞대기 용접에 적용하였다. 비드 외관 및 마크로 단면에서 결함이 없는 건전한 용접부를 확인하였다. GMAW와 반대로 Ni계 합금은 높은 표면장력이 연속교락이행을 안정적으로 유지되도록 도운 것으로 판단된다 .

후판 맞대기 용접 시 기존 GMAW, GTAW, SAW 등에서 용착단면적 감소를 통해 용접비용 감소, 변형량 감소의 장점을 가지는 narrow gap의 적용이 늘고 있다.1-6)

그러나 narrow gap 맞대기용접의 작은 그루브 각으로 인해서 그루브 벽면 쪽 용입이 부족한 Lack of Fusion(LF) 결함이 빈번하게 발생한다. 이러한 LF를 방지하기 위해 기존의 GMAW, GTAW 등의 용접에서는 아크가 그루브 벽면 쪽으로 쉽게 도달할 수 있는 기술들을 개발되었다.1-3, 5-9)

Fig. 6.1은 GTAW의 narrow gap welding 기술로써, 비대칭형으로 가공된 텅스텐 전극을 회전시켜 벽면을 용융시키는 기술이다. 이러한 장치를 사용함으로써, 그루브 벽면 쪽 LF는 감소할 수 있으나, 별도의 텅스텐 전극 회전 장치가 필요하며, GTAW의 낮은 용착속도로 인해 생산성이 낮다는 단점이 있다.

Fig. 6.2는 GMAW의 narrow gap welding 기술로써, 소모성 전극을 사용하는 GMAW의 특징을 살린 기술이다.

(A) 와이어 송급시 기계적으로 와이어가 그루브 벽을 향해 송급되도록 하는 기술

(B) 용접 토치의 오실레이션으로 와이어가 그루브 벽면으로 향하게 하는 기술

(C) GMAW의 컨택트 팁을 각도가 있는 컨택트 팁을 사용하여 와이어가 그루브 벽면으로 향하게 하여 회전하는 기술

(D) 두 개의 와이어가 감겨져 있는 stranded wire를 사용하여 송급시 두 개의 와이어가 풀리면서 그루브벽면으로 향하게 하는 기술

이러한 기술들에도 불구하고, 기존 GMAW, GTAW, SAW 등은 융합불량과 같은 용접결함을 방지하기 위해 낮은 용착속도로 용접하고 있는 실정이다.

따라서 높은 생산성을 가지며 narrow gap welding의 작은 개선각과 좁은 폭으로 인해 발생하는 융합불량이 발생하지 않는 narrow gap 맞대기용접 공정의 개발이 필요하다.

여기서에서는 C형 용가재를 사용하는 대전류TIG 용접을 narrow gap 맞대기 용접에 적용하여 대전류, 고용착속도에서 언더컷, 험핑비드 및 기타 용접 결함이 없는 공정을 개발하고자 한다. 개발된 공정의 평가를 위해 그루브 면으로부터 fusion line까지의 거리인 melting depth의 평균과 표준편차를 측정하였다.

본 발명에서는 C-filler를 사용하는 대전류 TIG용접을 탄소강, STS316L, 9Cr 1Mo steel, Alloy 625 재질에 대하여 narrow gap 맞대기 용접에 적용하였다.

Table 6.1은 실험에 사용된 모재의 화학조성, 용가재의 화학조성을 나타내었다.

본 실험은 탄소강 모재 SM490A t20mm 시험편에 groove angle 20º, 15º 2가지 종류에 용접을 실시하였다. Fig 6.3은 본 용접에 사용된 그루브 모식도이며, Table 6.2과 6.3은 각 용접 조건을 나타낸다. 총 4layer를 1pass 1layer로 적층설계 하였으며, 그루브 벽면의 융합불량 방지를 위해 오실레이션을 실시하였고, 층이 증가할 수록 그루브 폭이 증가하므로 오실레이션 폭도 함께 증가하였다. 최대 용착속도는 7.8kg/hr로 설정하여 용접을 실시하였다.

본 실험은 STS316L 모재에 두께 16mmt, 25mmt 2가지 종류에 용접을 실시하였다. Fig 6.4은 본 용접에 사용된 그루브 모식도이며, Table 6.4과 6.5는 각 용접 조건을 나타낸다. 16mmt 시험편은 총 4layer 최대 용착속도 7kg/hr, 25mmt 시험편은 총 6layer 최대 용착속도 10kg/hr로 모두 1pass 1layer로 적층설계 하였으며, 그루브 벽면의 융합불량 방지를 위해 오실레이션을 실시하였다. 층이 증가할 수록 그루브 폭이 증가하므로 오실레이션 폭도 함께 증가하였다.

본 실험은 9Cr1Mo steel 모재에 최대 용착속도 4kg/hr, 5kg/hr 2가지 종류로 용접을 실시하였다. Fig 6.5는 본 용접에 사용된 그루브 모식도이며, Table 6.6과 6.7은 각 용접 조건을 나타낸다. 30mmt 시험편은 총 8layer를 모두 1pass 1layer로 적층설계 하였으며, 두 시험편 모두 layer7에서 최대 용착속도로 용접이 되었다. 그루브 벽면의 융합불량 방지를 위해 오실레이션을 실시하였고, 층이 증가할 수록 그루브 폭이 증가하므로 오실레이션 폭도 함께 증가하였다.

본 실험은 Alloy 625모재에 최대 용착속도 3kg/hr, 4.5kg/hr 2가지 종류로 용접을 실시하였다. Fig 6.6은 본 용접에 사용된 그루브 모식도이며, Table 6.8과 6.9은 각 용접 조건을 나타낸다. 30mmt 시험편은 총 6layer를 모두 1pass 1layer로 적층설계 하였다. 그루브 벽면의 융합불량 방지를 위해 오실레이션을 실시하였고, 층이 증가할 수록 그루브 폭이 증가하므로 오실레이션 폭도 함께 증가하였다.

Table 13은 Groove angle 20˚ 시험편의 비드외관이다. Pass 1부터 Pass 4까지 험핑비드 없이 양호한 비드외관을 형성하였다. 비드 토우부도 둔각을 형성하여, 그루브 벽면과 융합이 잘 된 것을 확인 할 수 있다.

Fig. 9는 횡단면으로 LF 없는 양호한 횡단면을 확인하였다. Fig. 10은 capping pass를 제외한 영역에서 melting depth를 측정한 그래프이다. 좌우측 평균 1.12mm, 평균 표준편차 0.27로 얻어졌다.

Table 13은 Groove angle 15˚ 시험편의 비드외관이다. Layer 1부터 layer 4까지 험핑비드 없이 양호한 비드외관을 형성하였다. 비드 토우부도 둔각을 형성하여, 그루브 벽면과 융합이 잘 된 것을 알 수 있다.

Fig. 9는 횡단면으로 LF 없는 양호한 횡단면을 확인하였다. Fig. 10은 capping pass를 제외한 영역에서 melting depth를 측정한 그래프이다. 좌우측 평균 0.88mm, 평균 표준편차 0.32로 얻어졌다.

Table 14는 STS316 16mmt 시험편의 비드외관이다. Layer 1부터 layer 4까지 험핑비드 없이 양호한 비드외관을 형성하였다. 비드 토우부도 둔각을 형성하여, 그루브 벽면과 융합이 잘 된 것을 알 수 있다.

Fig. 11은 횡단면으로 기공 및 융합불량 없는 양호한 횡단면을 확인하였다. Fig. 12는 capping pass를 제외한 영역에서 melting depth를 측정한 그래프이다. 좌우측 평균 0.78mm, 평균 표준편차 0.21로 양호한 값이 얻어졌다.

Table 14는 t16 STS316, Groove angle 20˚의 비드외관이다. Layer 1부터 layer 6까지 험핑비드 없이 양호한 비드외관을 형성하였다. 비드 토우부도 둔각을 형성하여, 그루브 벽면과 융합이 잘 된 것을 알 수 있다.

Fig. 11은 횡단면으로 기공 및 LF 없는 양호한 횡단면을 확인하였다. Fig. 14는 capping pass를 제외한 영역에서 melting depth를 측정한 그래프이다. 평균 1.05mm, 평균 표준편차 0.33으로 양호한 값이 얻어졌다.

Table 14는 9Cr1Mo steel 최대 용착속도 4kg/hr 시험편의 비드외관이다. Layer 1부터 layer 8까지 험핑비드 없이 양호한 비드외관을 형성하였다. 비드 토우부도 둔각을 형성하여, 그루브 벽면과 융합이 잘 된 것을 알 수 있다.

Fig. 11은 횡단면으로 기공 및 LF 없는 양호한 횡단면을 확인하였다. Fig. 14는 capping pass를 제외한 영역에서 melting depth를 측정한 그래프이다. 좌우측 평균 0.93mm, 평균 표준편차 0.39으로 양호한 값이 얻어졌다.

Table 14는 9Cr1Mo steel 최대 용착속도 5kg/hr 시험편의 비드외관이다. Layer 1부터 layer 8까지 험핑비드 없이 양호한 비드외관을 형성하였다. 비드 토우부도 둔각을 형성하여, 그루브 벽면과 융합이 잘 된 것을 알 수 있다.

Fig. 11은 횡단면으로 기공 및 LF 없는 양호한 횡단면을 확인하였다. Fig. 14는 capping pass를 제외한 영역에서 melting depth를 측정한 그래프이다. 좌우측 평균 1.39mm, 평균 표준편차 0.28으로 양호한 값이 얻어졌다.

Table 14는 Alloy 625 최대 용착속도 3kg/hr 시험편의 비드외관이다. Layer 1부터 layer 6까지 험핑비드 없이 양호한 비드외관을 형성하였다. 비드 토우부도 둔각을 형성하여, 그루브 벽면과 융합이 잘 된 것을 알 수 있다.

Fig. 11은 횡단면으로 기공 및 LF 없는 양호한 횡단면을 확인하였다. Fig. 14는 capping pass를 제외한 영역에서 melting depth를 측정한 그래프이다. 좌우측 평균 0.57mm, 평균 표준편차 0.33으로 양호한 값이 얻어졌다.

Narrow gap 맞대기 용접에서 생산성 향상을 위해 C형 용가재를 사용하는 대전류 TIG 용접을 적용한 결과, 다음과 같은 결론을 얻었다.

1) SM490A t20, Groove angle 15˚, 20˚이음부에 최대 7.8kg/hr의 용착속도로 C형 용가재를 쓰는 대전류 TIG용접을 실시한 결과, 비드 토우부가 둔각을 이루며 양호한 품질의 용접부를 얻을 수 있었다. Melting depth는 평균 0.88mm, 표준편차 0.27mm로 얻어졌다.

2) STS316 t25, Groove angle 20˚ 이음부에 최대 10kg/hr의 용착속도로 용접한 결과, 비드 토우부가 둔각을 이루며 양호한 품질의 용접부를 얻을 수 있었다. Melting depth는 평균 1.05mm, 표준편차 0.33으로 얻어졌다.

3) 9Cr1Mo steel t30 이음부에 최대 5kg/hr의 용착속도로 용접한 결과, 비드 토우부가 둔각을 이루며 양호한 품질의 용접부를 얻을 수 있었다. Melting depth는 평균 1.39mm, 표준편차 0.28로 얻어졌다.

4) Alloy 625 t30 이음부에 최대 4.5kg/hr의 용착속도로 용접한 결과, 비드 토우부가 둔각을 이루며 양호한 품질의 용접부를 얻을 수 있었다. Melting depth는 평균 0.88mm, 표준편차 0.32로 얻어졌다.

5) C형 용가재를 사용하는 대전류 TIG용접을 narrow gap 맞대기 이음부에 적용한 결과, 비드 높이를 4~6mm로 크게 적층하였음에도 불구하고 벽면 융합불량 없는 양호한 용접부를 형성하였다. 후판 맞대기 용접에 C형용가재 적용을 통해 생산성을 획기적인 향상, 우수한 용접 품질, 클린한 용접현장을 유지할 수 있을 것으로 기대된다.

고효율 TIG용접을 위한 용융지 제어 방법에 관한 발명 결과 다음의 결론을 얻었다.

1) 기존의 아크는 플라즈마 기둥이라는 인식에서 아크를 전극에서 용융풀로 흘러 내려오는 플라즈마 스트림으로 관점을 전환하였다. 이때 기존에 사용되는 소직경의 원형단면 용가재의 한계를 제시하고, C형 단면 용가재를 제안하였다.

2) C형 단면 용가재는 기존의 작은 직경 와이어보다 넓은 폭과 큰 단면적을 가지는 것이 특징이다. 넓은 폭으로 인해 대전류의 높은 아크압력이 용융풀에 작용하는 것을 감소시키는 효과가 있고, 큰 단면적으로 인해 용가재의 강성이 높고, 송급속도가 비교적 낮아 송급 위치 안정성이 매우 높다.

3) C형 단면 용가재의 송급높이를 0mm로 하여 용접하였을 때 430A의 높은 전류, 임에도 불구하고 안정적인 연속교락이행과 우수한 비드외관이 얻어졌다.

4) 대전류 TIG 용접에서 C형 용가재를 사용할 때 나타나는 이행형태를 연속교락이행, 규칙적 단속교락이행, 불규칙 단속교락이행으로 분류하였고, 이를 모델링하였다.

5) Ni계 합금의 GMAW에서는 높은 표면장력으로 인해 용적의 이행이 원할하지 않아 아크길이의 변동이 극심하게 발생하여 3원계 가스의 사용이 요구된다. 또한 고유저항이 탄소강에 비해 높아 컨텍팁 내부 통전점의 변화에 따른 아크길이변화가 민감하게 발생하고, 접촉점이 감소될 시에는 아크꺼짐현상 또한 발생하게 되어 더욱 세심한 컨텍팁 규격 관리가 요구된다.

6) C형 용가재를 사용하는 대전류를 TIG용접을 Alloy 625 맞대기 용접에 적용하였다. 비드 외관 및 마크로 단면에서 결함이 없는 건전한 용접부를 확인하였다. GMAW와 반대로 Ni계 합금은 높은 표면장력이 연속교락이행을 안정적으로 유지되도록 도운 것으로 판단된다.

7) C형 용가재를 사용하는 대전류 TIG용접을 narrow gap 맞대기 이음부에 적용한 결과, 비드 높이를 4~6mm로 크게 적층하였음에도 불구하고 벽면 융합불량 없는 양호한 용접부를 형성하였다. 후판 맞대기 용접에 C형용가재 적용을 통해 생산성을 획기적인 향상, 우수한 용접 품질, 클린한 용접현장을 유지할 수 있을 것으로 기대된다.

Claims

고효율 TIG(Tungsten Inert Gas) 용접의 생산성 향상을 위한 용가재 및 그 제조방법.