WO1998043775A1 - Method and apparatus for butt welding of hot rolled billet with laser beam - Google Patents

Method and apparatus for butt welding of hot rolled billet with laser beam Download PDF

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Katsuhiro Minamida
Hiroyuki Yamamoto
Motoi Kido
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    • B23K2103/04—Steel or steel alloys

Definitions

  • the present invention relates to a method of continuously hot rolling a slab such as a slab or a sheet bar, and performing butt welding of the hot rolled steel slab by a laser beam when producing a hot rolled steel plate or a strip, and a welding nozzle.
  • the present invention relates to a filler wire supply nozzle and a welding device.
  • a hot rolling line in order to continuously hot-roll a slab such as a slab or a seat bar, the front end of the preceding slab is butt-welded with a laser beam to the rear end of the preceding slab (temporary welding). Attached).
  • the focused laser beam LB is applied to the work S to be welded, and the key area is the area where the energy density is highest.
  • the hole K as the heat source and scanning this is the principle of the welding method using the laser beam LB, which is a high energy energy single beam.
  • the surrounding molten region solidifies gradually with the passage of the laser beam LB, forming a weld bead and forming a weld bead.
  • Material S is butt-welded.
  • This keyhole K is formed by a balance between the vapor pressure and gravity due to the vaporized metal in the keyhole K during laser welding.
  • the vaporized metal and welding gas generated on the keyhole K are turned into plasma and become laser-induced plasma P.
  • the energy incident on the workpiece S is determined by the interaction with the beam LB.
  • the interaction between the laser beam LB and the plasma P changes every moment, and the penetration depth d increases and decreases accordingly as shown in Fig. 2.
  • the laser beam LB When the amount of plasma increases, the laser beam LB is absorbed by the plasma, so that the laser beam LB does not reach the workpiece S, and the penetration depth d decreases. On the other hand, when the amount of plasma decreases, the laser beam LB easily reaches the workpiece S, causing spiking and the penetration depth d temporarily increasing. In particular, when welding was performed with a high output laser of 25 kW or more, the size of the plasma became extremely large, and the variation rate of the penetration depth d was extremely large at 25 to 30%.
  • Laser welding is hot-rolled in terms of processing speed, deep penetration, etc. It is suitable for tack welding on lines, but has the drawback of being easily missed. In order to solve this drawback,
  • No. 8 257774 discloses that when a butt portion is temporarily welded with a laser beam, the laser beam is scanned along the butt line at a speed V, and the laser beam is scanned at an average speed V perpendicular to the butt line.
  • a method is disclosed that vibrates at l ⁇ V / v ⁇ 2, 5 mZmin ⁇ V ⁇ 20 mZmin to prevent slippage during laser tack welding.
  • FIG 3 shows a more detailed cross-sectional view of the laser irradiation point in laser tack welding.
  • the laser beam LB is applied to the butted portion of the hot-rolled steel slab S, a keyhole K is formed at the irradiation point, and the primary melted portion M1 is melted using the keyhole K as a heat source.
  • the laser beam LB is multiple-reflected inside the keyhole K and converges at the bottom of the keyhole K to generate a point heat source Q.
  • the point-like heat source Q forms a secondary melted portion M2 below the primary melted portion M1.
  • the properties of the point heat source Q are not constant, but depend on the internal shape of the keyhole K, the effect of the evaporated metal plasmatized in the keyhole K, the amount of heat output to the secondary melting portion M2, and the like. Change. As a result, the depth of the secondary fusion zone M2 partially increases, causing spiking of the fusion zone M and further melting MD (FIG. 2).
  • the base metal S (Fig. 1) contains a certain amount of metal elements having a deoxidizing effect such as Al, Si, Ti, etc.
  • the weld may contain blowholes.
  • a high-temperature material such as a hot-rolled line
  • an oxide scale adheres to the groove surface, and when this scale is taken in and welded, a blow hoe is formed in the weld bead. Occurs.
  • the mechanism of blowhole generation is carbon monoxide, which is formed by combining carbon contained in steel or oxygen contained in scale attached to the surface of steel with carbon in steel, and is generated during the melting process during welding.
  • the opening B of the weld bead WB not only decreases the joining strength of the hot-rolled billet S, but also contributes to the increase and decrease of the penetration depth d as shown in FIG.
  • the penetration depth d temporarily increases by A d.
  • spiking occurs frequently and the penetration B d of the penetration depth increases.
  • the variation rate BdZd is about 20% in the ordinary laser welding method.
  • a margin A is taken as shown in Fig. 2.
  • the thickness of a hot-rolled slab is 35 cm
  • the effective thickness of the butted portion is 25 tmn
  • the allowance A is 5 cm.
  • the laser power is reduced or the welding speed is reduced.
  • a method was used to reduce depth variations.
  • the gap between strips is very narrow, 0.05 to 2.00 mm, and it is difficult to control the position of the filler wire.
  • the focal diameter of the laser beam is as small as 0.1 to 0.8, which is very small, and it is difficult to control the position of the filler wire as described above.
  • the filler wire Since the filler wire is wound on a reel or a pail pack, it is rewound and supplied to the butt, so that the straight filler filler nozzle has a complete winding habit. It cannot be removed, the position of the filler wire is difficult to control, and this winding habit changes as it is wound up.
  • the filler wire cannot be supplied stably to the butt, causing poor melting of the filler wire, or even if the filler melts, it does not enter the gap of the butt but fails to weld. Is generated.
  • FIG. 1 is a schematic view around a welding head H using a conventional straight-type wire supply nozzle layer.
  • the use of such a straight-type wire feed nozzle NW makes it possible to use a laser-induced nozzle generated during laser welding.
  • Filler wire W must be supplied from diagonally above the atmosphere of plasma P toward the welding point. As a result, the filler wire W, which is melted by the heat of the plasma P, was melted at a position far from the welding point, resulting in unstable and uneven penetration. Since welding is susceptible to the thermal effects of laser-induced plasma, the wire must be supplied from a low position as close to the surface of the workpiece as possible, and must be melted by the wire at a position near the melting point.
  • a straight-type wire supply nozzle When sensors and the like are installed in a complicated manner near the welding torch in laser welding, a straight-type wire supply nozzle requires space and requires a large-sized device.
  • the radiant heat from the sheet bar etc. will melt the assist gas nozzle feeder nozzle for laser. Do not come close to the welding point. Therefore, the projecting length of the filler wire must be longer than in the past, and a higher feed accuracy is required.
  • Pull type in which the wire feeders are arranged on both the wire reel side and the wire supply nozzle side
  • wire type in which the wire feeders are placed between the wire reel side and the conduit, respectively.
  • the filler wire wound around the wire reel is pulled out by the wire feeder, passes through the conduit, and is provided below the wire feeder. It is sequentially supplied to the nozzle.
  • a filer wound on a wire reel The wire is pulled out by a wire feeder, passes through the conduit through a single roller leveler that corrects the curl of the wire in only one direction with a wire reel, and goes under the wire feeder. It is sequentially supplied to the provided straight-type wire supply nozzle.
  • a pail pack is used instead of a wire reel, and the roller leveler for correcting the curl of the filler is not installed, or even if it is installed, only one roller leveler is installed.
  • the wire feeder is configured with a pail pack, a wire feeder, and a wire supply nozzle, when the wire is wound inside the pail pack and when the wire is pulled out from the pail pack.
  • the torsional deformation of the wire could not be corrected even after passing through the wire supply nozzle, causing laser beam misalignment during welding.
  • the winding habit in the wire reel and the bending deformation in the direction perpendicular to the wire generated during the wire feeding process are caused after passing through the wire supply nozzle. Remains at the welding point, swinging up and down, left and right at the welding point, and the target position is likely to shift.
  • the wire feeder is made up of a pail pack, wire feeder, and wire feed nozzle, the twist of the wire feeder accumulates throughout the wire feeder. If the supply is continued as it is, the torsional strain is released at a certain point, so that the torsional deformation of the filler wire returns to the original shape, and at that moment, the filler wires are displaced. The filler wire was greatly deformed at the welding point after passing through the wire supply nozzle, causing a displacement of the wire aiming position.
  • a first object of the present invention is to make the penetration depth of the weld bead uniform and to prevent the molten bottom portion without spiking or burn-through from being flat by butt welding of hot rolled steel slabs with a laser beam. The purpose is to obtain a good bead shape.
  • the first objective also includes the prevention of blowholes, especially in weld beads.
  • a second object of the present invention is to stably supply a filler wire to a butt joint with high supply position accuracy in butt welding of a metal strip such as a hot-rolled billet by a laser beam. It is to be.
  • a center gas is blown symmetrically with respect to an optical axis of a laser beam to a welding portion.
  • the center of the laser-induced plasma is moved from the center of the laser beam to the welding direction, the laser output and beam diameter, Welding is performed at a distance of 0.2 to 0.5 times the reference plasma diameter determined by the type and flow rate of the gas.
  • Laser induced plasma (reference plasma) P that rises along the optical axis L of the laser beam on the keyhole K as shown in Fig. 5 by laser irradiation. Occurs.
  • the laser-induced plasma P By blowing Sa I Dogasu G S in, the welding direction, the reference plasma diameter DP to unwelded position direction Ri knob. The distance is shifted by 0.2 to 0.5 times the distance. If the displacement distance is less than 0.2 times the reference plasma diameter D P0, it is not possible to secure the preheating by the plasma and the output of the laser beam passing through the plasma. Further, if the distance deviation exceeds 0.5 times the reference plasma diameter D P 0, the occurrence of up plasma becomes unstable.
  • the laser beam LB is shifted by 5 x from the irradiation position of the laser beam LB, Since the welding portion is irradiated outside the relatively high range of the electron density in the displaced plasma P, the absorption amount of the laser beam LB to the plasma P decreases. Further, the energy density of the laser beam LB reaching the hot-rolled billet S increases and becomes constant. As a result, the occurrence of extreme spiking is suppressed, the burn-through due to excessive penetration is eliminated, the penetration depth becomes uniform, and the molten bottom becomes flat. In addition, the laser energy efficiency is improved, the melt depth and the melt width are increased, and a stable joint can be formed. As a result, even if the joint area increases and the butt line fluctuates, the tolerance for out-of-position is increased and a stable joint is formed, increasing the joint accuracy and improving the accuracy of laser welding. This can prevent breakage during the pressure welding process.
  • the center-gas outlet is located on the circumference centered on the laser beam optical axis and the laser is provided.
  • a plurality of center nozzles arranged symmetrically with respect to the beam optical axis, and one side nozzle having a side gas outlet located outside the circumference are provided. It is located above the light point, and the intersection of the side nozzle axis and the laser beam optical axis is located between the center-gas synthesis point and the laser beam converging point.
  • the outlet diameter and the blowing direction (nozzle inclination angle) of each of the center nozzle and the side nozzle are determined based on the laser output, welding conditions, and the like. Predetermined at design time.
  • the flow rates of the center-one gas and the side gas are adjusted, respectively.
  • laser tacking in order to achieve the first object, laser tacking according to the second invention
  • the welding method when a plurality of hot-rolled billets are joined and continuously hot-rolled to produce a hot-rolled billet or strip, the rear end of the preceding billet and the tip of the succeeding billet are manufactured.
  • the laser beam is scanned at 2 lOm / min along the butt line during the laser welding, and the laser beam is moved with respect to the butt line. Oscillate in the vertical direction at a frequency of 40 to 80 Hz and an amplitude of 0.4 to 1.0.
  • the present inventors defined the variation Bd (mm) and the average fusion depth d (mm) of the fusion zone, and used the variation ratio (BdZ d X) as an index of the variation of the fusion depth.
  • a method to reduce the variation in melt depth was studied. Since first welding speed and regulating the relationship between the variation rate Bell, an experiment was conducted to perform laser welding of the steel strip abutting portion of 1000 ° C using a C0 2 laser output 14 kW. The results are shown in Fig. 7, but the variation rate could not be reduced by changing the welding speed.
  • the present invention provides a method of scanning a laser beam along a butt line at 2 to 10 mZ min, and applying a laser beam in a direction perpendicular to the butt line at a frequency of 40 to 80 Hz and an amplitude of 0.4 to 1.0 mm. To vibrate.
  • the following describes a mechanism by which the laser beam is oscillated in the direction perpendicular to the butt line to reduce the variation in the melt depth.
  • FIG. 9 (b) is a cross-sectional view of the laser irradiation point by the conventional laser tack welding performed under the same conditions except that the laser beam was not vibrated.
  • the melting width of the present invention is the melting width W of the conventional method. Wider than.
  • the fusion depth of the present invention is smaller.
  • Fig. 9 also shows the behavior of the laser beam multiple-reflected inside the keyhole.
  • the point-like heat sources Q, formed at the bottom of the keyhole are enlarged as compared with the point-like heat sources Q of the conventional method, and the energy density is reduced.
  • the present invention stabilizes the properties of the point-like heat source by reducing the energy density of the point-like heat source in this way, and stabilizes the depth of the secondary fusion zone derived from this.
  • the laser beam scans along the butt line at 2 to 10 mZmin.
  • the reason for setting the welding speed to this range is that if the welding speed is less than 2 mZmin, the heat input to the slab is too large and the weld will burn off, and conversely, if the welding speed exceeds lOmZmin, This is because a sufficient welding area cannot be secured.
  • the laser beam is oscillated in the direction perpendicular to the butt line with a frequency of 40 to 80 Hz and an amplitude of 0.4 to 1.
  • the reason for setting the frequency to 40 to 80 Hz is that if the frequency is less than 40 Hz, the effect of the present invention cannot be obtained simply because the melted portion meanders, and the effect is saturated even if the frequency exceeds 80 Hz. is there.
  • the reason why the amplitude is set to 0.4 to 1.0 mm is that the effect of the present invention cannot be obtained because the point-like heat source is insufficiently expanded at less than 0.4 mm, and the melting depth is insufficient at a value exceeding 1.0 mm. Because it becomes.
  • a hot-rolled bar is butted by a laser beam. How to weld At this time, laser welding is performed while supplying a filler wire of an iron-based base material containing 0.05 to 3% of one or more of aluminum, silicon, titanium, and manganese to the welding portion.
  • the filler metal As a component of the filler metal, it is essential to generate an oxide that does not vaporize, and it is necessary to include a metal that has high reactivity with oxygen (high reduction power). For this reason, it is necessary that aluminum oxide, silicon, titanium, or manganese alone or a combination of two or more of these materials be contained in a certain amount or more.
  • the lower limit of the content of these components is set to 0.05% because if the content is less than 0.05%, sufficient reducing power cannot be obtained.
  • the upper limit is set to 3% because if it exceeds 3%, the brittleness in the welded portion becomes severe, and the welded portion may be broken during rolling in a subsequent process.
  • the filler metal supplied to the weld dissolves into the mixture of the molten workpiece, which is a component of the molten bead, and the scale.
  • the reaction between carbon and oxygen in the scale which is the main cause of blowholes, is prevented by the reducing power of metal elements such as aluminum, and the generation of carbon monoxide gas is eliminated.
  • metal elements such as aluminum
  • the filler wire may be supplied into the laser-induced plasma in front of the laser beam irradiation part in the welding direction.
  • the filler wire is continuously heated to the laser welding position by the laser beam and supplied to the weld in a molten state.
  • a laser beam is directly applied to the filler as a supply part of the filler wire.
  • the filler wire is supplied into the laser-induced plasma instead of directly to the laser irradiation part, laser energy will be lost.
  • the material to be welded can be melted by the energy of the plasma.
  • the center of the laser-induced plasma may be shifted from the optical axis of the laser beam in the welding direction.
  • the laser-induced plasma generation area deviates from the irradiation position of the laser beam, the laser beam irradiates the weld outside the relatively high range of the electron density in the plasma.
  • the amount of laser beam absorbed by plasma decreases.
  • the energy density of the laser beam reaching the hot-rolled billet increases and becomes constant. As a result, the occurrence of extreme spiking is suppressed, the burn-through due to excessive penetration is eliminated, the penetration depth becomes uniform, and the molten bottom becomes flat.
  • the butt-welding method using a laser beam involves joining the filler wires together.
  • the filler wire is passed through a wire supply nozzle having a curved part, and the filler wire is formed at the welding line toward the welding point. Supply along.
  • a filler wire is supplied to a welding point from diagonally above the atmosphere of laser-induced plasma.
  • a filler wire is supplied along a welding line toward a welding point by using a curved wire supply nozzle. Therefore, the filler wire can be supplied to the welding point without being excessively affected by the atmosphere of the laser-induced plasma. As a result, the filler wire is exposed to plasma near the welding point. Melts stably and uniformly, and the weldability is improved.
  • the straight portion on the entry side of the curved portion can be arranged close to the welding torch, so that the area around the welding torch can be made compact.
  • a butt welding method using a laser beam while supplying a filler wire to the butt portion is a method for butt welding using a laser beam.
  • Plastic filler is given through the filler wire to correct the winding habit of the filler, and the filler wire is supplied to the weld. Since the filler wire is supplied to the weld after its curl is corrected, it is possible to supply the filler to the weld with high positional accuracy even if the filler wire has a protruding length. it can. And, even when it is necessary to clean the workpiece to be welded, such as laser welding of a hot-rolled sheet bar, it is necessary to maintain sufficient clearance while maintaining the necessary wire for stable wire supply welding. The accuracy of feeder can be ensured.
  • the tip of the wire supply nozzle used for the butt welding has at least one curved portion between the straight portions, and the two The straight part and the curved part are in the same plane.
  • This wire supply nozzle has a straight part on both sides of the curved part, so that the effect of correcting the curl is great.
  • the filler wire can be accurately positioned at the welding point. Can be turned on.
  • a butt welding apparatus using a laser beam according to a fourth aspect of the fourth invention is a laser beam comprising: a wire supply source having a pail pack or a wire reel; and a wire feeder for sending a filler wire to a wire supply nozzle.
  • a wire supply source having a pail pack or a wire reel
  • a wire feeder for sending a filler wire to a wire supply nozzle.
  • two straightening levelers are arranged in tandem between the wire supply source and the wire feeder so that the straightening directions are shifted from each other by 90 °. Is placed.
  • a roller leveler is placed after the wire feeder to prevent buckling of the filler wire.
  • the mouth opening leveler is provided not between the wire feeder but between the wire feed source and the wire feeder, and twisting deformation of the wire generated inside a wire pack of the wire feed source and the like, and Correct the distortion of the wire during wire removal.
  • the roller leveler stops the rotation in the axial direction during the feeding of the wire, so that the effect of the twisting of the rotation generated by the wire feeder on the pail pack side can be eliminated.
  • the curl in the pail pack and the torsional deformation of the wire generated when the wire is pulled out from the pail pack are not corrected in only one direction as in the past, but are corrected in two axial directions perpendicular to each other. Can be performed with the roller leveler group immediately after the lock. Roller levelers in two upper and lower stages can change the straightening force individually, and can be easily adjusted when replacing wires. This makes it possible to stably supply the wire to the welding point even when using a curved wire supply nozzle that is not suitable for rotation of the filler wire in the twisting direction.
  • the wire supply nozzle is a wire supply nozzle having the curved portion.
  • the filler wire can be more accurately supplied to the welding point.
  • Figures 2 (a) and (b) show the (a) cross-sectional view and (b) vertical cross-sectional view of the weld bead showing the penetration depth by the conventional laser welding method.
  • FIG. 3 is a cross-sectional view showing the cross section of the conventional weld bead shown in FIG. 2 (a) in more detail.
  • FIG. 4 is a longitudinal sectional view showing a professional hole in the longitudinal section of the conventional weld bead portion shown in FIG. 2 (b).
  • FIG. 5 is a cross-sectional view illustrating a butt welding method using a laser beam according to the first invention.
  • FIGS. 6 (1) and (2) are a (1) cross-sectional view and (2) a vertical cross-sectional view showing the melting depth when a weld bead is formed.
  • Figure 7 is a graph showing the correlation between the welding speed and the melt depth variation rate (BdZd).
  • FIG. 8 is a graph showing the correlation between the amplitude of the laser beam vibration and the variation rate of the melt depth (Bd / d) according to the second invention.
  • FIGS. 9A and 9B are cross-sectional views showing laser irradiation points when (a) the laser beam is vibrated according to the second invention and (b) when the laser beam is not vibrated as in the prior art. is there.
  • FIGS. 10 (a) and (b) are a (a) longitudinal sectional view and (b) bottom view of the laser welding nozzle according to the first invention.
  • FIG. 11 is a diagram showing a positional relationship of each part of the welding nozzle shown in FIG. 10.
  • FIG. 12 is a cross-sectional view showing a method of measuring a gas pressure distribution near a laser welding nozzle.
  • Figure 13 (a), (b) and (c) show the gas pressure distribution when the relative position between the side gas spray point and the laser beam converging point is changed in three ways.
  • 6 is a graph showing the measurement results of FIG.
  • FIGS. 14 (a), (b) and (c) are cross-sectional views showing the shape of the fusion zone obtained in each case shown in FIG.
  • FIG. 15 is a graph showing the relationship between the displacement of the laser welding nozzle and the variation rate of the penetration depth.
  • FIG. 16 is a front view showing a method of vibrating a laser beam according to the second invention.
  • FIG. 17 is a layout view showing an apparatus for performing butt welding by a laser beam according to the third and fourth inventions.
  • FIG. 18 is a cross-sectional view showing the welding head of the laser beam welding apparatus shown in FIG. 17 and its vicinity.
  • FIG. 19 is a graph showing the relationship between the filler supply speed and the penetration depth variation rate.
  • FIG. 20 is a graph showing the relationship between the filler supply speed and the number of blowholes generated.
  • FIG. 21 is a cross-sectional view showing an example of the shape of the tip of the wire supply nozzle according to the fourth invention.
  • FIGS. 22 (a), (b) and (c) are side views showing various examples of the shape of the tip of the filler supply nozzle according to the fourth invention.
  • FIG. 23 is a sectional view showing an example of the roller leveler of the laser beam welding apparatus shown in FIG.
  • FIG. 24 is a side view showing an arrangement of a sheet bar butt welding apparatus using a laser beam.
  • FIG. 25 is a plan view of the sheet bar butt welding apparatus shown in FIG. 24.
  • FIG. 26 is a view showing the amount of deviation from a target position when the filler wire is supplied. (A) Side view and (b) front view is there. BEST MODE FOR CARRYING OUT THE INVENTION
  • the butt welding method for hot rolled billets of the first invention is used for non-penetrating butt welding of hot rolled billets at 900 ° C or higher.
  • the thickness of the hot-rolled slab is 25-50 mm and the width (butting width) is about 600-1200.
  • a CO laser is suitable for the laser, the output is more than 25kW and the beam diameter is about 0.4 to 0.6 mm.
  • He gas or Ar gas is used as the center gas and side gas.
  • the flow rate of the center gas supplied to the weld is 40 to 1201 / min, and the flow rate of the side gas is about 40 to 801 / min.
  • FIG. 10 shows an example of an embodiment of the laser welding nozzle of the first invention.
  • the laser welding nozzle 11 has a cylindrical nozzle body 12.
  • a center nozzle block 15 is attached to the lower end of the nozzle body 12 with a screw 16.
  • the center nozzle block 15 is provided with a laser beam nozzle 18 and six center nozzles 20 around the laser beam nozzle 18.
  • the center gas outlets 21 of the center nozzle 20 are arranged at intervals of 60 ° on the circumference around the laser beam optical axis 1.
  • Center first gas G c Chikaraku supplied to the center one Bruno nozzle 20 through the center gas container flow rate control valve (There deviation also not shown).
  • Side nozzle block 25 is attached to center nozzle block 15.
  • Side nozzle 27 is provided on side nozzle block 25.
  • Side gas outlet 28 of side nozzle 27 is located on the same plane as center-side gas outlet 21 and outside the above circumference. It is located in. Sai Dogasu G s is (none have such shown) flow control valve from the site Dogasu container is supplied to the site Dono nozzle 27 through.
  • the filler wire W is supplied to the welded portion from a wire nozzle 35 disposed at a position facing the side nozzle 27.
  • the size and shape of the center nozzle and side nozzle are adjusted by adjusting the gas flow rate. It must have an appropriate value and shape so that the center of the laser-induced plasma can be located at the required position. For this purpose, for example, the following dimensions and shapes are selected.
  • the number of center nozzles is 5 to 7
  • the spacing d of the outlet holes is 5 to 20 mm
  • the diameter of the center gas outlet is about 1 to 2 strokes.
  • the combined angle of the center-gas blowout 0c is 10 ° to 60 °.
  • the diameter of the rhino Dogasu outlet to outlet is 3-6 ⁇ degree
  • Sai Dogasu outlet angularly 0 S is 15 ° to 45 °.
  • Sen evening first gas combination point Remind as in FIG. 11 (the intersection of the center one Roh nozzle axis lc) I c is Rezabi - positioned above the focal point I L of beam LB, rhinoceros Dono nozzle axis 1 s and Le - intersection I s between Zabimu optical axis 1 is positioned between the condensing point I L of the center first gas combination point I and Les one Zabimu LB.
  • the X-axis indicates the welding line direction
  • the y-axis indicates the passing direction of the hot-rolled steel slab
  • the z-axis indicates the height direction.
  • the distance between the center gas synthesis point and the surface of the hot-rolled steel slab is He, and the distance between the point where the side gas blows out on the hot-rolled steel slab and the converging point I of the laser beam LB (the target ) Is indicated as L x .
  • the interval He is 10 to 20 turns, and the blowing target position L is about 3 to 10 mm.
  • the variation rate BdZd is about 20%. Further, the variation rate Bd / d does not depend on the welding speed V as shown in FIG. As the welding speed V increases, the penetration depth decreases and the variation Bd decreases at the same rate. When laser-induced plasma generated during welding is used as a secondary heat source for the laser beam, 20% of the variation rate Bd / d is reduced to about 15%.
  • Figure 12 shows the outline of the measurement method of gas pressure distribution. It shows the point.
  • a pressure receiving disk 41 is disposed directly below the laser welding nozzle 11, and the pressure receiving disk 41 has a pressure receiving hole 43 having a diameter of 0.5 mm.
  • the pressure receiving hole 43 has a shape in which the gas pressure distribution does not change.
  • a minute pressure sensor 45 is attached to the lower surface of the pressure receiving disk 41 so as to close the pressure receiving hole 43. The signal from the minute pressure sensor 45 is sent to a computer (not shown) via a signal processing device such as an amplifier via a signal line 47, and data is processed.
  • Figure 13 shows the measurement results of the pressure distribution.
  • the flow rate of the center gas was constant at 801 / min, and the flow rate of the side gas was constant at 1201 / min.
  • 13 (a) shows the case where the position distance L x between spraying point and the laser beam focal point in the hot-rolled steel strip surface of the rhino Dogasu (see FIG. 11) and to one 7 stroke of the pressure distribution The measurement results are shown.
  • Fig. 13 (b) shows the measurement results when the position interval L is 0 nun
  • Fig. 13 (c) shows the measurement results when the position interval L x is hidden by +7.
  • Figure 14 shows the effect as a change in the molten shape.
  • FIG. 14 (a) shows a case where the position interval L x is O irnn, and the effect is small.
  • FIG. 14 (c) shows the case where the position interval L is +7, which has no effect. Combined center gas blowing angle, blow hole spacing, blow angle, intersection point with laser beam, side gas blowing angle and blow target position, and space between center gas nozzle and hot rolled steel billet. In the optimized state, the variation rate Bd / d is reduced by about 5%.
  • Figure 15 shows the effect on the variation rate Bd / d when the side gas outlet position is inappropriate when butt-welding the grooved material.
  • the horizontal axis indicates the relative position between the laser welding nozzle containing the side gas and the workpiece to be welded at the laser focal point position as the nozzle adjustment deviation ⁇ z.
  • Laser beam focusing point and gas blowing point where the effect of sad gas is best obtained When the distance between them is 14, the variation rate Bd / d is also minimized.
  • the variation rate Bd / d increases in accordance with the adjustment deviation ⁇ z of the laser welding nozzle, and when the deviation is 0, Bd / d is about 10%, whereas the variation Bd / d is about 10%. In this case, Bd / d increases to about 20%.
  • the plasma generation area can be controlled by optimizing the relationship between each gas blowing direction and its flow rate, and the relationship between the combined pressure of the gas and the focal point of the laser beam.
  • Bd / d can also be optimized. This increases the laser energy efficiency, increases the melting depth and melting width, and forms a stable joint without burn-through due to excessive penetration.
  • an SS41 steel plate at about 1000 ° C was butt-welded using a 45 kW carbon dioxide laser.
  • Helium was sprayed at 801 Zmin as the center gas and 801 Zmin was sprayed as the side gas.
  • the spray angle of the side gas was set to 30 °, and the spray position for the welding point was aimed at 4 mm in front of the unwelded point.
  • the welding speed V was 3 m / min.
  • the variation rate Bd / d at this time was about 10%.
  • the first invention it is possible to increase the laser energy efficiency, increase the melting depth and the melting width, and form a stable joint without burn-through due to excessive penetration.
  • the target of the laser tack welding method of the second invention is a steel slab having a length of 25 to 50 mm, mainly a sheet bar after rough rolling. This The leading and trailing ends of such slabs are cut, for example, by a runway shear to adjust the shape, and the butting ends of the preceding and following billets running on the line are joined. Laser tack welding, and provide continuous processing in the subsequent process. In this case, the temperature of the work-piece sheet bar is about 900 to 1150 ° C.
  • examples Eba deca 14-451 ⁇ (0 2 laser oscillator is suitable.
  • the beam diameter in the laser emission side of such a laser oscillator The laser energy density on the surface of the workpiece is 10 to 40 MW / cm 2 by condensing and irradiating the surface of the workpiece with a diameter of 0.4 to 0.8 mm.
  • a keyhole is generated at the laser irradiation point, and the laser irradiation point can be moved along the butt line to enable deep penetration laser welding.
  • the laser beam is vibrated in a direction perpendicular to the butt line. That is, the laser irradiation point on the steel sheet surface is vibrated perpendicularly to the butt line.
  • FIG. 16 shows an example of a method of vibrating the laser irradiation point.
  • FIG. 16 is a schematic view of a welding head portion that vibrates the laser irradiation point perpendicularly to the butting line L of the steel piece S.
  • the welding head includes a converging mirror 121, a mirror 123, a mirror vibrating shaft 128, and a mirror vibrating mechanism 125.
  • the laser beam LB that has entered the welding head is given a convergence angle by the converging mirror 121 fixed on the welding head, and is reflected and transmitted to the mirror 123.
  • the mirror 123 is supported by a mirror vibration shaft 128 and vibrates by a mirror vibration mechanism 125.
  • the laser irradiation point can be oscillated perpendicularly to the butting line L.
  • -Fig. 16 shows an example in which mirror 123 is vibrated.
  • the converging mirror 121 may be vibrated while fixing 23.
  • the transmission optical system such as a converging lens may be shaken in a circular shape, or may be moved with respect to the optical axis of the converging lens.
  • the lens may be supported by a vertical axis and vibrated about the axis.
  • a second invention method using a C0 2 laser output 45kW, subjected to laser tack welding of SS41 steel of approximately 1000 ° C.
  • welding was performed while spraying the helmet as shield gas to shield from the atmosphere.
  • the welding speed was 3 m / min
  • the oscillation frequency of the laser beam was 50 Hz
  • the oscillation amplitude of the laser beam was 0.4.
  • the variation rate (Bd / d) was about 7%.
  • the variation rate (Bd / d) of laser tack welding by the conventional method performed under the same conditions without vibrating the laser beam was 15%.
  • FIG. 17 shows an example of a laser butt welding apparatus embodying the third invention.
  • Fig. 18 shows the welding head of the laser butt welding device and its surroundings.
  • the wire 211 is housed in a coil 211 in a coil shape.
  • the filler wire W may be either a solid type or a flux type.
  • the filler wire W is drawn out of the pail pack 211 by the wire feeder 221 and sent out to the wire supply nozzle 225 through the conduit 213.
  • a first opening leveler 215 and a second opening leveler 218 are arranged between the pail pack 211 and the jaw feeder 221.
  • the laser beam LB is a laser oscillator 235 Is transmitted to the welding head 239 via the transmission mirror 237.
  • the lower end of the head to the welding has a Sentagasu Bruno nozzle 241 for supplying a center first gas G C in the weld.
  • Sai Dogasu G S rhino Dogasuno nozzle 243 for supplying the welding unit is arranged to face the wire feed Bruno nozzle 225.
  • As the center gas G c and the side gas G s argon gas or helium gas is used.
  • the feed from the wire feeder 221 is performed.
  • the winding habit of the filler wire W is corrected so that the correction directions are shifted from each other by 90 °.
  • the filler wire W is plastically deformed when passing through the wire supply nozzle 225.
  • the filler wire WE protruding from the wire supply nozzle 225 (the wire protruding portion) W E has a curl removed and is curved but almost in a straight line.
  • the wire protrusion WE is fed along the welding line toward the welding point and almost parallel to the surface of the hot-rolled billet S.
  • the variation rate BdZ d is about 20%.
  • the variation rate Bd Zd does not depend on the welding speed V as shown in Fig. 7 above. As the welding speed V increases, the penetration depth decreases and the variation Bd decreases at the same rate. When laser-induced plasma generated during welding is used as a secondary heat source for the laser beam, 20% of the variation rate Bd / d is reduced to about 15%.
  • Figure 19 shows the relationship between the penetration rate of the penetration depth and the feed rate of the filler.
  • Vf the filler supply speed
  • the content of blowholes per unit length in the weld bead decreases.
  • the melting It can be seen that the occurrence of blowholes during the contact bead causes the variation rate Bd / d to increase. Therefore, it is necessary to prevent the occurrence of blowholes in the weld bead to make the welding depth uniform.
  • the variation rate Bd / d decreased sharply at the filler supply Vf of 2 m / min, and the filter supply Vf was judged to have sufficient deoxidation around this point. You. Therefore, it is desirable that the filler supply Vf be 2 m / min or more.
  • a curved nozzle When supplying the filler wire to the laser-induced plasma in front of the laser beam irradiation part with respect to the welding direction, a curved nozzle may be used as shown in FIG.
  • a side gas G s is sprayed from a side gas nozzle 243 shown in FIG. 18 and the displacement is controlled by the gas pressure.
  • the displacement is about 0.5 to 1.5 times the reference plasma diameter determined by the laser output and beam diameter, and the type and flow rate of the shield gas.
  • the butt welding method of the present invention in order to reduce the load of melting of the metal by the laser, not all the necessary welding sections for hot billet joining are welded with a laser, but only a part thereof is welded. It is also effective for tack welding by laser.
  • a steel material at about 1000 ° C was butt-welded with a 45 kW carbon dioxide laser while blowing center gas (helium).
  • the welding speed V was 3 mZmin.
  • a filler containing 3% of Ti was used, and the filler supply speed was 4 mZmin.
  • the variation rate Bd / d decreased from about 20% without filler supply to about 10%.
  • the occurrence of blowholes in the weld bead is prevented, the penetration depth of the weld bead portion is made uniform, and the molten bottom portion without spiking and excessive penetration becomes flat. A fine bead shape can be obtained. As a result, a sound butt weld is obtained, and the joining strength is improved.
  • the basic configuration of the apparatus for performing butt welding according to the fourth invention is the same as the apparatus shown in FIG. 17 described above, but has a feature in the wire supply nozzle. That is, the tip of the wire supply nozzle 325 is As shown in FIG. 21, the filler wire W sent from the wire feeder 22 1, which is composed of the inlet straight part 329, the curved part 330, and the outlet straight part 331, is supplied by wire. Plastically deforms when passing through nozzle 325. Wire feed Bruno off projecting from nozzle 325 I Rawaiya (wire protruding portion) W E is curl is removed, although a little curved Remind as in Figure 21 becomes a near have state substantially linear.
  • the wire protrusion WE is supplied along the welding line toward the welding point and substantially parallel to the surface of the workpiece S.
  • the radius of curvature R of the bend 330 of the wire feed nozzle 225. Is about 50 to 150 mm.
  • the length of the entrance-side linear portion 329 should be at least 10 strokes, and the exit-side linear portion 331 is suitably about 5 to 20 awake.
  • the radius of curvature of the wire protruding portion W E is a 500 to 1 000 imn about.
  • the length of Wa I catcher protruding portion W E are the 1 0-50 ⁇ degree, the curvature of the wire extension unit W E is not a this adversely affect the butt weld.
  • the inner diameter of the wire supply nozzle 325 is desirably about (filler wire diameter + (0.1 to 0.4)).
  • the bending resistance 330 of the nozzle body 326 is resistant.
  • the wire bending straightening pipe 327 may be formed by inserting a plurality of short pipes made of heat and abrasion resistant ceramics.
  • As a material of the wire bending straightening tube 327 SiC, A1N, such as Si 3 N 4, A 1 2 0 3 is used.
  • FIG. 22 shows wire feed nozzles of various shapes according to the fourth invention.
  • the outlet side straight part 331 is inclined by 10 to 45 ° with respect to the inlet side straight part 329.
  • the outlet straight portion 331 is substantially perpendicular to the inlet straight portion 329.
  • the wire supply nozzles 325a and 325b are used when the welding line is horizontal.
  • the feeder nozzle 325c shown in FIG. 22 (c) has two curved portions 330a and 330b, and the outgoing straight portion 331 is almost parallel to the incoming straight portion 329. Used when the line is vertical.
  • the first mouth laver 215 and the second mouth laver 218 have a mouth diameter of about 10 to 50 mm, three or five rollers, and a roller spacing of about 50 to 200. is there.
  • the angle between the roller shaft of the first port and the roller port of the second leveler 215 and the roller axis of the second porter 218 is 90 °, so that the filler —wire W is adjusted so that the straightening directions are shifted by 90 ° from each other.
  • the curl is corrected.
  • FIG. 23 shows a mouth laver 215 composed of three rollers 216a, 216b and 216c.
  • the correction load f due to three-point bending by the three rollers 216a, 216b, 216c is about 1 to 10kgf o
  • FIG. 24 is a schematic side view of the sheet bar joining equipment provided in the hot rolling equipment
  • FIG. 25 is a plan view of the same.
  • the leading and trailing ends of the sheet bars S l and S 2 are cut off along the bar width direction by a running gap 308 to form a joint surface.
  • Sheet bars S 1 and S 2 have a length of 30 m, a width of 1100, and a thickness of 35 rmn.
  • the temperature of the sheet bars S 1 and S 2 is 1000 degrees, and the feed speed of the sheet bars S 1 and S 2 is 90 mZmin.
  • the time from shear cutting to the start of welding was about 20 seconds, and the thickness of the formed scale on the weld surface was about 50 zm.
  • the rear end face of the preceding seat bar S1 and the tip end material surface of the following seat bar S2 are abutted, and the welding head 339 is moved along the abutting portion 305 so that the abutting portion 305 To weld. Thereby, weld bead 307 is formed.
  • the laser is a carbon dioxide laser with a steady output of 45 kW, and the processing speed is 10 m / min.
  • the laser oscillator 335 has a fixed force welding head 339, and the wire supply nozzle and the plasma control nozzle move in synchronization with the movement of the seats S 1 and S 2.
  • the filler wire W is housed in a pail pack 211, and is pulled out through a conduit 213 by a wire feeder 221. Then, the filler wire W is extruded through the conduit 213 to the wire feed nozzle 225 (325 in FIG. 22), and is led out to the welding point. The curl correction by the mouth lavera 215, 218 is not performed. As shown in FIG. 17, the filer W is fed from below the welding direction, and the gas for the laser plasma outlet is blown above the welding direction.
  • the radius of curvature of the curved portion of the wire supply nozzle is 50 mm, and the clearance between the sheet bar and the shield gas nozzle, the plasma control gas nozzle, and the wire supply nozzle is 15 cm.
  • the feed angle of the filler wire is 30 ° with the surface of the sheet bar and is within the butt plane. Sending The position is 1.5 mm above the laser beam irradiation position, and the supply speed is 5 m / min.
  • the composition of the filler wire is shown in Table 1, and the diameter of the filler wire is 1.6 strokes.
  • Table 1 The material of the wire supply nozzle was brass for the outer tube, the inner wall was made of SiC, and the tip of the wire supply nozzle was made of copper and gold was used.
  • Table 2 shows the measurement results of the amount of shake of the supply nozzle.
  • the supply position accuracy at the welding point was 1.0 mm soil in the traveling direction of the sheet bar and 0.5 band in the direction of the laser beam optical axis when the wire supply nozzle of the present invention was used. Few defects were found in the weld.
  • the supply position accuracy is 1.5 countries in the traveling direction of the sheet bar and in the direction of the laser beam optical axis.
  • the soil was 1.0 mm, and the filler wire was missed during laser welding, and there were two or three portions in one stroke where the filler wire did not melt at all.
  • the welding depth varied, and many professional holes occurred, resulting in welding defects.
  • the wear situation due to the friction of the filler wire is compared with the nozzle material. Then, when the material of the wire supply nozzle was all brass, the replacement cycle was one month, whereas when the inner wall of the nozzle was Sic, the replacement cycle was about one year. Extended.
  • Sheet bar dimensions, material, feed rate, temperature, welding speed, etc. are the same as in Example 4. Power is used to correct the curl in the roller levelers 215 and 216 shown in Fig. 17 5.Okgf Corrected at / cm 2 .
  • the radius of curvature of the curved portion of the wire supply nozzle is 50, and the clearance between the material to be welded, the assist gas nozzle, the plasma control gas nozzle, and the wire supply nozzle is 10 strokes.
  • the feed angle of the filer is 25 degrees with the surface of the sheet bar and is within the butt surface.
  • the feeding position is 1.5 ⁇ above the laser beam irradiation position, and the feeding speed is 5 mZmin. Filler
  • the wire diameter is 1.6 mm.
  • Table 3 shows the results of the target wire displacement of filler wire.
  • the feeding position accuracy at the welding point was 0.5 mm in the direction of sheet bar travel and 0.5 mm in the laser beam optical axis direction. In this way, the displacement of the filler wire supply position during welding was drastically reduced, and blowholes in the weld were suppressed.
  • the feed position accuracy was 1.0 mm in the soil direction and 1.0 country in the laser beam optical axis direction.
  • the supply position of the filler wire is greatly shifted during welding, and the professional hole in the welded portion is suppressed, so that the bonding strength is sufficient. Can be taken. As a result, the leading and trailing materials do not break at the joint during rolling.
  • the filler wire in butt welding using a laser beam, the filler wire can be stably supplied to the butt portion with high supply accuracy. For this reason, it is possible to obtain a high-quality butt weld having no welding defects.
  • the penetration depth of a weld bead portion is made uniform, and spiking, no burn-through, and a molten bottom is flat. A good bead shape can be obtained. Also, in the butt welding of metal strips such as hot rolled billets using a laser beam, the filler wire can be stably supplied to the butt portion with high supply position accuracy.

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Description

明 細 書 レーザビームによる熱間圧延鋼片の突合せ溶接方法及び装置
技術分野
本発明は、 スラブ又はシー トバー等の鋼片を連続的に熱間圧延し 、 熱間圧延鋼板又は帯鋼を製造する際に熱間圧延鋼片をレーザビー ムにより突合せ溶接する方法、 溶接ノ ズル、 フ イ ラ一ワイヤ供給ノ ズルおよび溶接装置に関する。 背景技術
熱間圧延ライ ンにおいて、 スラブ又はシ一 トバ一等の鋼片を連続 的に熱間圧延するために、 先行する鋼片の後端に後続の鋼片の先端 をレーザビームにより突合せ溶接 （仮付け） するこ とが行なわれて いる。
図 1 のよう に、 ワイャ供給ノ ズル NWからフ イ ラ一ワイャ Wを供給 しながら、 集光したレーザビーム LBを被溶接材 Sに照射して最もェ ネルギ一密度の高く なる領域であるキーホール Kを熱源と し、 これ を走査するのが高工ネルギ一ビームである レーザビーム LBによる溶 接方法の原理である。
この金属が円筒状に蒸発した領域であるキ一ホール Kを走査する ことによって、 周辺の溶融領域がレーザビーム LBの通過と と もに除 々に凝固し、 溶接ビー ドが形成され、 被溶接材 Sが突合せ溶接され る。 このキーホール Kはレーザ溶接の際、 キーホール K内の蒸発金 属による蒸気圧と重力とのバラ ンスによって形成されている。 キ一 ホール K上に発生する蒸発金属、 および溶接ガスがプラズマ化し、— レーザ誘起プラズマ P となり、 このレーザ誘起プラズマ P と レーザ ビーム L Bとの相互作用によつて被溶接材 Sへの入射エネルギ一が決 定する。 このレーザビーム LBとプラズマ P との相互作用は時々刻々 状態変化し、 これに応じて図 2 のよう に溶込み深さ d も増減する。 プラズマの量が増大した時にはレーザビーム L Bがプラズマに吸収さ れてレーザビーム L Bが被溶接材 Sに到達しなく なり、 溶込み深さ d が減少する。 一方、 プラズマの量が減少した時にはレーザビーム L B が被溶接材 S に容易に到達するためスパイキングとなって溶込み深 さ dが一時的に増大する。 特に、 25 kW以上の高出カレ一ザで溶接す るとプラズマの大きさは極めて大き く なり、 溶込み深さ dのばらつ き率も 25〜30 %と非常に大きかった。
熱延ライ ンにおける熱間圧延鋼片のレ一ザ溶接では、 もと もと熱 間圧延鋼片が 900 °C以上の高温であるため、 レーザ照射によって金 属が容易に沸点に達しプラズマ化する。 そして、 レーザビームと レ —ザ誘起プラズマとの相互作用が活発化しプラズマの増大、 収縮を 繰り返しプラズマ発生領域が不安定となるため、 これに応じてスパ ィキングが頻発し、 溶込み深さのばらつきが増大する。 この溶込み 深さの増減が大きいと、 熱間圧延連続化のようなシ ャ 一切断後の突 合せ溶接の場合、 圧延時に破断しないように狙った接合面積率を確 保するこ とが大変難しい。 また、 開先突合せ溶接の場合、 スパイキ ングによる溶込み深さ dが過大であると、 図 2 のよう に溶融金属が 下方に流れ落ちる、 いわゆる溶落ち MDが発生し、 これによる接合面 積率が低下するおそれがある。 （図 2 中の Rの部分）
また、 W0. 94/ 6838号公報には、 圧延中の先行圧延材の後端部と 後行圧延材の先端部とを突き合わせた後、 突合せ部をレーザビーム により仮付け溶接して連続的に熱間圧延を行う方法が開示されてい な o
レーザ溶接は、 加工の高速性、 深溶け込み性等の点から熱間圧延 ライ ンにおける仮付け溶接と して適しているが、 目外れが発生しや すいという欠点があった。 そこでこの欠点を解消するべく 、 特開平
8 257774号公報には、 突合せ部をレーザビームにより仮付け溶接 する際に、 レーザビームを突合せ線に沿って速度 Vで走査すると と もに、 レーザビームを突合せ線に対して垂直に平均速度 Vで振動さ せ、 l ≤ V/ v≤ 2， 5 mZmin ≤ V≤20mZmin とする こ とで、 レーザ仮付け溶接時の目外れを防止する方法が開示されている。
しかし、 上記の方法でもスパイキングや溶け落ち発生の問題は解 消できなかった。
図 3 に、 レーザ仮付け溶接における レーザ照射点の更に詳細な断 面図を示す。 熱間圧延鋼片 Sの突合せ部にレーザビーム LBを照射す る と、 照射点にはキ一ホール Kが形成され、 このキーホール Kを熱 源と して一次溶融部 M 1 が溶融する。 一方、 キ一ホール Kの内部で レーザビーム LBは多重反射され、 キーホール Kの最底部に収束し、 点状熱源 Qが生じる。 この点状熱源 Qによって一次溶融部 M 1 の下 部に二次溶融部 M 2が形成される。
こ こで、 点状熱源 Qの性状は一定ではな く 、 キ一ホール Kの内部 形状、 キーホール K内でプラズマ化した蒸発金属の影響、 二次溶融 部 M 2への出熱量等に応じて変化する。 このため二次溶融部 M 2の 深さが部分的に増大して溶融部 Mのスパイキング、 さ らには溶け落 ち MD (図 2 ) が発生する。
更に、 鋼材のレーザ溶接では、 母材 S (図 1 ) に Al， Si, Ti等の 脱酸効果のある金属元素を一定以上含むような鋼種の場合にはプロ —ホールが発生しにく いが、 脱酸剤の含有量が低い場合には、 溶接 部にブローホールを含むことがある。 特に、 熱延ライ ンのよ うな高 温材料を溶接する ときには開先面に酸化スケールが付着し、 この 化スケールを取り込んで溶接したときに溶接ビ一 ド中にブローホー ルが発生する。 ブローホール発生のメ カニズムは鋼材中、 あるいは 鋼材表面に付着したスケール中に含まれる酸素と鋼材中の炭素が結 合してできる一酸化炭素が溶接時の溶融過程で発生し、 凝固過程で ビ一 ド中に取り込まれる。 この溶接ビ― ド WBのブ口一ホール Bは熱 間圧延鋼片 Sの接合強度を低下させるだけでなく 、 図 4 のよう に溶 込み深さ dの増減に関与しており、 一酸化炭素ガスの発生時に溶融 部を深さ方向に押し込み、 溶込み深さ dは一時的に A dだけ増大す る。 これに応じてスパイキングが頻発し、 溶込み深さのばらつき B d が増大する。
図 2 に示す溶込み深さばらつき量 Bdと平均溶込み深さ d との比を ばらつき率 B dZ d とすると、 通常のレーザ溶接方法においては、 ば らつき率 BdZ dは約 20 %である。
従来、 上記のような溶込み深さの変動、 特に溶落ち MDの対策と し て、 図 2 に示すように余裕代 Aをとることが行われている。 たとえ ば、 熱間圧延鋼片の板厚が 35讓の時、 突合せ部分の実効板厚は 25 tmn であり、 溶込み深さを 20腿とすると、 余裕代 Aは 5 讓となる。
また、 従来は接合面積率を実効突合せ厚さぎり ぎりを狙うのでは なく 、 レーザ出力を落と したり、 溶接速度を減速する等、 熱間圧延 鋼片への全入力エネルギを抑えて、 溶込み深さのばらつきを減らす 方法をと つていた。
しかし、 これらの対策はいずれも、 レーザ溶接本来の長所である 深溶込み性や高速加工性を犠牲にしたものであり、 接合面積率ある いは生産性の観点から不利になることは避けられない。
そこで、 溶接ビ一 ド部分の溶込み深さを均一にし、 スパイキング や溶込み過ぎの無い溶融底部がフラ ッ トなビ一 ド形状を得る こ とが 求められている。 ' スラブ、 シ一 トバ一等の鋼片あるいは金属ス ト リ ップの突合せ溶 接において、 も う一つの重要な点はフ ィ ラ一ワイヤの供給である。 すなわち、 このフ ィ ラ一ワイヤをス ト リ ップ全幅にわたって母材 と均一にかつ適量に溶融混合させるこ とが以下の理由により非常に 困難であつた。
( 1 ) ス ト リ ップの突合せの間隔が 0. 05〜 2. 00 mmと非常に狭く 、 フ ィ ラ一ワイヤの位置制御が困難であるこ と
(2) レーザビームの焦点径が 0. 1〜 0. 8匪 ø と非常に小さ く 、 前 記と同様、 フ イ ラ一ワイヤの位置制御が困難であるこ と
(3) フ ィ ラ一ワイヤはリ ールまたはペールパッ クに巻き取られた もので巻き戻して突合せ部に供給するため、 ス ト レー ト形状のフ ィ ラー供給ノ ズルでは巻き癖が完全に除去できず、 フ ィ ラーワイヤの 位置制御が困難であり、 更にこの巻き癖は巻き取られるにつれ変化 するこ と
このような理由から安定してフイ ラ一ワイヤを突合せ部に供給で きず、 フ イ ラ一ワイヤの溶融不良を起こ し、 または溶融しても突合 せ部の間隙に入って行かずに溶接不良を生じる。
例えば、 先行ス ト リ ップと後行ス ト リ ップとの突合せ部の間隙に おいて、 集光レンズで集光されたレーザビームとス ト リ ップ表面と の交点位置に較べてフ ィ ラーワイヤの供給位置が高い場合、 あるい は上記交点位置に供給したと してもフィ ラーワイヤの巻き癖が大き いと十分な溶込みが得られない。 上述したように従来はフ ィ ラ一ヮ ィャを使用 したレーザ溶接では、 フイ ラ一ワイヤを安定して金属ス ト リ ップの突合せ部に供給することが困難であり、 所定の溶接品質 を得るこ とができなかった。 （特開昭 6 1 - 5679 1号公報参照）
図 1 は、 従来のス ト レ一 ト型のワイヤ供給ノ ズル層を使用 した溶 接へッ ド H周りの略図である。 このようなス ト レ一 ト型のワイヤ 給ノ ズル NWを使用する と、 レーザ溶接の際に発生する レーザ誘起プ ラズマ Pの雰囲気の斜め上方から溶接点に向けてフ ィ ラーワイヤ W を供給しなければならない。 このため、 プラズマ Pの熱で溶融する フ イ ラ一ワイ ヤ Wは溶接点から遠い位置で溶融してしまい、 不安定 で不均一な溶込みとなっていた。 溶接時にレーザ誘起プラズマの熱 影響を受けやすいので、 できるだけ被溶接材の表面に近い低い位置 からワイヤを供給し、 溶融点に近い位置でワイヤで溶融するよう に しなければならない。 レーザ溶接においてセ ンサ等が溶接 トーチ付 近に煩雑に組み合わせて設置されているような場合、 ス ト レー ト型 のワイヤ供給ノ ズルではスペースを必要と し装置が大型になってし ま う。 特に、 900 °C以上のシー トバ一やスラブなどの熱間圧延鋼片 のレーザ溶接では、 シー トバーなどからの輻射熱により、 レーザ用 のアシス トガスノ ズルゃヮィャ供給ノズルは溶損してしま うため、 溶接点の近く に寄れない。 したがって、 従来より もフ イ ラ一ワイヤ の突出 し長さを長く せねばならず、 より高い供給精度が要求される 従来より ワイヤ供給ノ ズルへのフ ィ ラーワイヤの送給方式と して 、 ワイヤ リ ール側にワイヤフ ィ 一ダを配置し可撓性のコ ンジ ッ トを 通してフ ィ ラーワイヤをワイヤ供給ノ ズルまで押し出すプッ シュ方 式、 ワイヤ供給ノ ズル側にワイヤフ ィ ーダを配置するプル方式、 ヮ ィャリ ール側とワイャ供給ノズル側の双方にワイヤフ ィ 一ダを配置 するプッ シュ ' プル方式、 およびワイヤ リ ール側とコ ンジッ 卜の中 間にそれぞれワイヤフ ィ ーダを配置するダブルプッ シュ方式などが 採用されている。 （特開平 6 - 87073号公報参照）
レーザビーム溶接機のワイヤ供給装置では、 ワイヤ リ ールに巻回 されたフ ィ ラーワイヤはワイヤフ ィ ーダによって引き出され、 コ ン ジッ ト内を通り ワイヤフ ィ ーダの下方に設けられたワイヤ供給ノ ズ' ルに順次供給される。 あるいは、 ワイヤ リ ールに巻回されたフ イ ラ —ワイヤはワイヤフィ ーダによって引き出され、 ワイヤ リ ールでつ いた 1 方向のみのワイヤの巻き癖を矯正する 1 台のローラ レベラを 介してコ ンジッ ト内を通り、 ワイヤフ ィ ーダの下方に設けられたス ト レ一 ト型のワイャ供給ノ ズルに順次供給される。 ワイヤ リ 一ルの 代わり にペールパッ クを使用する場合も上記と同様で、 フ ィ ラーヮ ィャの巻き癖矯正用のローラ レベラを設置しないか、 設置した場合 でも 1 台のみであった。
ワイヤ供給装置の構成が、 ペールパッ ク、 ワイヤフ ィ ーダ、 ワイ ャ供給ノ ズルの構成である時、 ペールパッ ク内でついたワイヤの巻 き癖と、 ペールパッ ク内からワイヤを引き出すときに発生するワイ ャの捻れ変形がワイヤ供給ノ ズル通過後も矯正しきれず、 溶接中に レーザビームの目外れの原因となっていた。
また、 従来のス ト レ一 ト型のワイヤ供給ノ ズルではワイヤ リ ール 内での巻き癖、 およびワイヤ送給の過程で発生したワイヤと垂直方 向の曲げ変形がヮィャ供給ノ ズル通過後も残留 し、 溶接点で上下、 左右に振れ、 狙い位置ずれが生じ易い。 ペールパッ ク、 ワ イ ヤフ ィ —ダ、 ワイヤ供給ノ ズルでワイヤ供給装置が構成されている場合、 ワイ ヤフ ィ ーダの捻れはワイャ供給装置全体に蓄積する。 そのまま 供給を続けるとある所でその捻れ歪みが解放されるため、 フ イ ラ一 ワイヤの捻れ変形が元の形状に戻り、 その瞬間フ イ ラ一ワイヤのぶ れを発生する。 そ してフ ィ ラーワイヤはワイヤ供給ノ ズル通過後に 溶接点で大き くぶれてワイヤ狙い位置ずれの原因となっていた。
そこで、 レーザビームによる突合せ溶接において、 フ イ ラ一ワイ ャを高い供給位置精度で安定して突合せ部に供給する こ と も求めら れている。 発明の開示 本発明の第 1 の目的は、 レーザビームによる熱間圧延鋼片の突合 せ溶接において、 溶接ビ一 ド部分の溶込み深さを均一にし、 スパイ キングや溶落ちの無い溶融底部がフラ ッ トなビ一 ド形状を得るこ と である。
第 1 の目的は、 特に溶接ビー ド中のブローホール発生を防止する こ と も含む。
本発明の第 2 の目的は、 レーザビームによる熱間圧延鋼片等の金 属ス ト リ ップの突合せ溶接において、 フ イ ラ一ワイヤを高い供給位 置精度で安定して突合せ部に供給することである。
第 1 の目的を達成するために、 第 1 発明の第 1 の観点による熱間 圧延鋼片の突合せ溶接方法においては、 レーザビーム光軸に関し対 称にセンタ一ガスを溶接部に吹き付けるとと もに、 側方よりサイ ド ガスを溶接部に吹き付けながら レーザビームにより熱間圧延鋼片を 突合せ溶接する方法において、 レーザ誘起ブラズマの中心をレーザ ビームの中心から溶接方向に、 レーザ出力およびビーム径、 ならび にセン夕一ガスの種類および流量から決まる基準ブラズマ径の 0. 2 〜 0. 5倍の距離だけずら して溶接する。
レーザ照射によって、 図 5 に示すようにキーホール K上のレーザ ビーム光軸 L に沿って上昇する レーザ誘起プラズマ （基準プラズ マ） P。 が発生する。 この発明では、 レーザ誘起プラズマ P。 にサ ィ ドガス G S を吹き付けて、 溶接方向に、 つま り未溶接位置方向に 基準プラズマ径 D P。の 0. 2〜 0. 5倍の距離だけずらす。 ずれの距離 が基準プラズマ径 D P 0の 0. 2倍未満であると、 プラズマによる予備 加熱およびプラズマを通過したレーザビームの出力が確保できない 。 また、 ずれの距離が基準プラズマ径 D P 0の 0. 5倍を超える と、 プ ラズマの発生が不安定となる。 レーザ誘起プラズマ Pの発生域がレ —ザビーム L Bの照射位置から 5 x ずれることで、 レーザビーム L Bは 位置がずれたプラズマ P中の電子密度の比較的高い範囲を外れて溶 接部を照射するため、 レーザビーム LBのプラズマ Pに対する吸収量 は減少する。 また、 熱間圧延鋼片 Sに到達する レーザビーム LBのェ ネルギ密度は増大し、 かつ一定となる。 この結果、 極端なスパイキ ングの発生が抑えられるとと もに、 溶込み過ぎによる溶落ちがな く なり、 溶込み深さが均一となって溶融底部はフラ ッ ト となる。 また 、 レーザエネルギ効率が向上し、 溶融深さ と溶融幅とが増加して、 安定な接合部を形成することができる。 これにより、 接合面積が増 加して、 突合せ線の変動が生じても、 目外れの許容値を拡大し、 安 定な接合部を形成するこ とで、 接合の確度を上げ、 レーザ溶接後の 圧接プロセスでの破断を防止するこ とができる。
第 1 発明の第 2 の観点による熱間圧延鋼片の突合せ溶接用 レーザ 溶接ノ ズルにおいては、 センタ一ガス吹出 し口がレーザビーム光軸 を中心とする円周上にあるとと もにレーザビーム光軸に関し対称に 配置された複数のセンターノズルと、 サイ ドガス吹出 し口が前記円 周より外側に位置する 1 個のサイ ドノ ズルとを備え、 センタ一ガス 合成点がレーザビームの集光点より上方に位置し、 前記サイ ドノ ズ ル軸線と レーザビーム光軸との交点が前記センタ一ガス合成点と レ —ザビームの集光点との間に位置している。
上記のよう に構成されたレーザ溶接ノ ズルにおいて、 センタ一ノ ズルおよびサイ ドノ ズルのそれぞれの吹出し口径および吹出 し方向 (ノ ズル傾斜角） は、 レーザ出力、 溶接条件などに基づいてノ ズル 設計時にあらかじめ決められる。 ガスの合成圧力と レーザビームの 集光点との関係位置、 したがってレーザ誘起プラズマの中心を所要 の位置させるには、 センタ一ガスおよびサイ ドガスの流量をそれぞ れ調製する。 ' 同じ く 第 1 の目的を達成するために、 第 2発明による レーザ仮付 溶接方法においては、 複数の熱間圧延鋼片を接合して連続熱間圧延 して熱間圧延鋼片又は帯鋼を製造する際に、 先行鋼片の後端部と後 行鋼片の先端部を突き合わせ、 突合せ部をレーザビームで仮付け溶 接する方法において、 前記レーザ溶接時にレーザビームを突合わせ 線に沿って 2 lOm/min で走査すると と もに、 レーザビームを突 合せ線に対して垂直方向に、 振動数 40〜80Hz、 振幅 0.4〜 1.0隱で 振動させる。
本発明者らは図 6 に示すように、 溶融部のバラツキ量 Bd (mm) 、 平均溶融深さ d (mm) を定義し、 溶融深さのバラツキの指標と して バラツキ率 （BdZ d X 100)を用いて、 溶融深さのバラツキを低減す る方法について検討した。 まず溶接速度とバラツキ率との関係を調 ベるため、 出力 14kWの C02 レーザを用いて 1000°Cの鋼片突合せ部の レーザ溶接を行う実験を行った。 結果を図 7 に示すが、 溶接速度を 変化させてもバラツキ率を低減するこ とはできなかった。 一方、 レ 一ザビームを突合せ線に対して垂直方向に 50Hzで振動させながら、 溶接速度 3 m/min でレーザ溶接を行う実験を行った。 結果を図 8 に示すが、 レーザビームを突合せ線に対して垂直方向に振動させる こ とで、 バラツキ率が低減している。 この実験では、 特に振幅 0.4 〜 1.0誦の範囲でバラツキ率低減の効果が高く 、 振幅 0.7mmでバラ ツキ率低減の効果は最大となっている。
そこで本発明は、 レーザビームを突合わせ線に沿って 2〜 10m Z min で走査するとと もに、 レーザビームを突合せ線に対して垂直方 向に、 振動数 40〜80Hz、 振幅 0.4〜 1.0mmで振動させるこ とと した 。 以下に、 レーザビームを突合せ線に対して垂直方向に振動させる こ とにより溶融深さのバラツキ率が低減されるメ カニズムについて 説明する。 ― 図 9 ( a ) に、 本発明による レーザ照射点の断面図を示す。 図 9 ( b ) には、 レーザビームを振動させず、 その他は同じ条件で行つ た従来法のレーザ仮付け溶接による レーザ照射点の断面図を示す。 図 9 ( a ) と図 9 ( b ) とを比較すると明らかなように、 本発明の 溶融幅 は従来法の溶融幅 W。 と比べて広い。 その一方、 同じ溶 接速度の従来法と比べると、 本発明の溶融深さは浅く なっている。
図 9 には、 キーホール内部で多重反射したレーザビームの挙動を 併せて示す。 本発明ではレーザビームを高速で振動させているため 、 キーホール底部に形成される点状熱源 Q , が従来法の点状熱源 Q より も拡大され、 エネルギー密度が小さ く なる。 本発明は、 この ように点状熱源のエネルギー密度を小さ くすることによって点状熱 源の性状を安定化し、 これに由来する二次溶融部の深さを安定化す るものである。
本発明では、 レーザビームは突合わせ線に沿つて 2〜10mZmin で走査する。 溶接速度をこのような範囲にしたのは、 溶接速度が 2 mZmin 未満では鋼片への入熱量が多すぎて溶接部に溶け落ちが発 生するためであり、 逆に溶接速度が lOmZmin 超と したのでは十分 な溶接面積が確保できないためである。
そして、 レーザビームは突合せ線に対して垂直方向に、 振動数 40 〜80Hz、 振幅 0.4〜 1. で振動させるようにする。 振動数を 40〜 80Hzと したのは、 振動数が 40Hz未満では単に溶融部が蛇行するのみ で本発明の効果が得られず、 振動数を 80Hz超と しても効果が飽和す るためである。 また、 振幅を 0.4〜 1.0mmと したのは、 0. 4mm未満 では点状熱源の拡大が不十分なため本発明の効果が得られず、 1.0 誦超と したのでは溶融深さが不十分になるためである。
溶接ビー ド中のブローホ一ル発生を防止することにより第 1 の目 的を達成するために、 第 3発明による熱間圧延鋼片の突合せ溶接方 法においては、 レーザビームにより熱延バーを突合せ溶接する方法 において、 アルミ ニウム、 シ リ コ ン、 チタ ン、 マンガンの 1 種また は 2種以上を 0. 05〜 3 %を含む鉄系母材のフ ィ ラーワイヤを溶接部 に供給しながら レーザ溶接する。
フ イ ラ一金属の成分と しては、 気体化しない酸化物を生成するこ とが必須であり、 かつ酸素との反応性が高い （還元力が高い） 金属 を含む必要がある。 このため還元性の高い、 アルミ ニウム、 シ リ コ ン、 チタ ン、 も し く はマンガンの単体、 またはこれらの 2種以上の 組合せが、 一定以上含まれるこ とが必要である。 これらの成分含有 量の下限を 0. 05 %と したのは、 0. 05 %未満では十分な還元力が得ら れないためである。 また、 上限を 3 %と したのは、 3 %を超えると 溶接部での脆化が激し く 、 後段プロセスでの圧延時に溶接部が破断 するおそれがあるためである。
溶接部に供給されたフ イ ラ一金属は、 溶融ビ一 ドの成分である溶 融被加工材とスケールの混在物内に溶け込む。 この結果、 アルミ 二 ゥムなどの金属元素の還元力により、 ブローホールの主発生原因で あるスケール中の炭素と酸素の反応が阻止され、 一酸化炭素ガスの 発生がなく なる。 また、 フ ィ ラーの供給により、 開先部分が凹凸で あるなどの理由で隙間がある場合でも、 その部位を金属で埋めるこ とにより溶込み不良を生じる こ とはない。
上記熱間圧延鋼片の突合せ溶接方法において、 溶接方向に関しレ 一ザビ一ム照射部より前方でフ ィ ラーワイヤをレーザ誘起プラズマ 中に供給するようにしてもよい。 フ イ ラ一ワイヤは連続的にレーザ 溶接位置にレーザビームによって加熱され、 溶融状態で溶接部に供 給される。 フ イ ラ一ワイヤの供給部と して、 通常のレーザ溶接では レーザビームをフ イ ラ一に直接当てるこ とが行われている。 しかし 、 フ イ ラ一ワイヤをレーザ照射部に直接供給するのではな く レーザ 誘起プラズマ中に供給すると、 レーザのエネルギを損失するこ とな く 、 プラズマのエネルギーで被溶接材を溶融できる。
また、 上記熱間圧延鋼片の突合せ溶接方法において、 レーザ誘起 プラズマの中心をレーザビーム光軸から溶接方向にずら して溶接し てもよい。 レーザ誘起ブラズマの発生域がレーザビームの照射位置 からずれるこ とで、 レーザビームはプラズマ中の電子密度の比較的 高い範囲を外れて溶接部を照射する。 このため、 レーザビームのプ ラズマに対する吸収量は減少する。 また、 熱間圧延鋼片に到達する レーザビームのエネルギ密度は増大し、 かつ一定となる。 この結果 、 極端なスパイキングの発生が抑えられると と もに、 溶込み過ぎに よる溶落ちがなく なり、 溶込み深さが均一となって溶融底部はフラ ッ ト となる。 また、 レーザエネルギ効率が向上し、 溶融深さおよび 溶融幅が増加して、 安定な接合部を形成するこ とができる。 これに より、 接合面積を増加して、 突合せ線の変動が生じても、 目外れの 許容値を拡大し、 安定な接合部を形成するこ とで、 接合の確度を上 げ、 レーザ溶接後の圧接プロセスでの破断を防止するこ とができる 第 2 の目的を達成するために、 第 4発明の第 1 の観点による レ一 ザビームによる突合せ溶接方法においては、 フ イ ラ一ワイヤを突合 せ部に供給しながらレーザビームを用いて突合せ溶接する方法にお いて、 湾曲部をもったワイヤ供給ノ ズルにフ ィ ラ一ワイヤを通過さ せてフ ィ ラーワイヤを溶接点に向かって溶接線に沿い供給する。 従来では、 レーザ誘起ブラズマの雰囲気の斜め上方からフ イ ラ一 ワイヤを溶接点に向かって供給する。 この発明では、 湾曲したワイ ャ供給ノズルを用いてフ イ ラ一ワイヤを溶接点に向かって溶接線に 沿い供給する。 したがって、 レーザ誘起プラズマの雰囲気の影響を 受け過ぎないようにして溶接点にフ ィ ラ一ワイヤを供給するこ とか できる。 この結果、 フイ ラ一ワイヤは溶接点近く でプラズマによつ て安定して溶融し、 均一な溶込みが得られ、 溶接性が向上する。 ま た、 ワイヤ供給ノズルを湾曲させる こ とによって、 湾曲部入側の直 線部を溶接 トーチに近づけて配置するこ とができるので、 溶接 トー チ周りをコ ンパク 卜にするこ とができる。
第 4発明の第 2 の観点による レーザビームによる突合せ溶接方法 においては、 フ ィ ラーワイヤを突合せ部に供給しながら レーザビー ムを用いて突合せ溶接する方法において、 湾曲部をもったワイヤ供 給ノ ズルにフィ ラーワイヤを通過させて塑性曲げを与え、 フ ィ ラー ヮィャの巻き癖を矯正してフ イ ラ一ワイヤを溶接部に供給する。 フ ィ ラーワイヤは巻き癖が矯正されて溶接部に供給されるので、 フ イ ラ一ワイヤの突出し長さが長く ても、 高い位置精度でフ イ ラ一 ヮィャを溶接部に供給するこ とができる。 そ して、 熱間圧延シー ト バーのレーザ溶接のような被溶接材とのク リ アラ ンスが必要な場合 でも十分なク リ アラ ンスを取りながら、 安定したワイャ供給溶接に 必要なフ ィ ラー供給精度を確保する こ とができる。
第 4発明の第 3 の観点によれば、 上記突合せ溶接に用いるワイヤ 供給ノ ズルの先端部は、 直線部と直線部との間に少な く と も 1 つの 湾曲部を有し、 前記 2 つの直線部と湾曲部とが同一平面内にある。
このワイヤ供給ノズルは、 湾曲部の両側に直線部があるので、 巻 き癖の矯正効果が大き く 、 また湾曲部の出側が直線となっているの でフ イ ラ一ワイャを溶接点に正確に向けることができる。
第 4発明の第 4の観点による レーザビームによる突合せ溶接装置 は、 ペールパッ クまたはワイヤリ ールを有するワイヤ供給源と、 ヮ ィャ供給ノズルにフィ ラーワイヤを送り出すワイヤフ ィ 一ダとを備 えたレーザビームによる突合せ溶接装置において、 ワイヤ供給源と ワイヤフ ィ ーダとの間に、 矯正方向が互いに 90 ° ずれるよう にして 、 2台の前記口一ラ レベラがワイヤ送給方向に沿ってタ ンデムに配 置されている。
従来では、 ペールノ、 °ッ ク、 ワイヤフ ィ ーダ、 ワイヤ供給ノ ズルで ヮィャ供給装置が構成されている場合、 フイ ラ一ワイヤの挫屈防止 のためにワイヤフ ィ 一ダの後にローラ レベラを配置していた。 この 発明では、 口一ラ レベラをワイヤフ ィ ーダの後ではなく 、 ワイヤ供 給源とワイヤフ ィ 一ダとの間に設け、 ワイヤ供給源のペールパッ ク などの内部で発生したワイヤの捻れ変形、 およびワイヤ取り出 し途 中のワイヤの歪みを矯正する。 また、 ペールパッ クの場合、 ローラ レベラでワイヤの送給中の軸方向の回転を止め、 ペールパッ ク側に ワイヤフ ィ ーダによって発生する回転の捻れ歪みの影響を無く すこ とができる。 前記湾曲したワイヤ供給ノ ズルを使用 した場合でも、 溶接点でレーザビームに対する目外れを無く すこ とができる。 また 、 ペールパッ ク内でついた巻き癖とペールパッ クからワイヤと引き 出す際に発生したワイヤの捻れ変形を従来までの様な 1 方向のみの 矯正ではなく 、 互いに垂直な 2軸方向の矯正がペールパッ ク直後の ローラ レベラ群で行える。 上下 2段に組んだローラ レベラはそれぞ れ個別に矯正力を変えるこ とができ、 ワイヤ交換の際にも容易に調 整ができる。 これにより フ ィ ラーワイヤの捻れ方向の回転に不向き な湾曲したワイヤ供給ノ ズル使用下でも溶接点に安定的にワイヤを 供給するこ とができる。
上記突合せ溶接装置において、 ワイヤ供給ノ ズルが前記湾曲部を もったワイヤ供給ノズルとすることが望ま しい。 この場合、 ローラ レベラ とワイャ供給ノ ズルとで巻き癖が除去されるので、 一層正確 にフ イ ラ一ワイヤを溶接点に供給する こ とができる。 図面の簡単な説明 - 図 1 は、 レーザビームによる突合せ溶接の一般的な方法を示す断 面図である。
図 2 ( a ) および （ b ) は、 従来のレーザ溶接方法による溶込み 深さを示す溶接ビー ド部の （ a ) 横断面図および （ b ) 縦断面図で める。
図 3 は、 図 2 ( a ) に示した従来の溶接ビー ド部の横断面を更に 詳細に示す横断面図である。
図 4 は、 図 2 ( b ) に示した従来の溶接ビー ド部の縦断面におけ るプロ一ホールを示す縦断面図である。
図 5 は、 第 1 発明のレーザビームによる突合せ溶接の方法を示す 断面図である。
図 6 ( 1 ) および （ 2 ) は、 溶接ビ一 ド形成時の溶融深さを示す ( 1 ) 横断面図および （ 2 ) 縦断面図である。
図 7 は、 溶接速度と溶融深さばらつき率 （BdZ d ) の相関を示す グラフである。
図 8 は、 第 2発明による レーザビーム振動の振幅と溶融深さばら つき率 （Bd/ d ) の相関を示すグラフである。
図 9 は （ a ) および （ b ) は、 （ a ) 第 2発明により レーザビー ムを振動させた場合および （ b ) 従来のようにレーザビームを振動 させない場合について、 レーザ照射点を示す断面図である。
図 10 ( a ) および （ b ) は、 第 1 発明によるレーザ溶接ノズルの ( a ) 縦断面図および （ b ) 底面図である。
図 11は、 図 10に示す溶接ノ ズルの各部位の位置関係を示す図であ 図 12は、 レーザ溶接ノ ズル近傍のガス圧力分布を測定する方法を 示す断面図である。
図 13 ( a ) 、 （ b ) および （ c ) は、 サイ ドガス吹付け点と レー ザビーム集光点との相対位置を 3通りに変えた場合のガス圧力分布 の測定結果を示すグラフである。
図 14 ( a ) 、 ( b ) および （ c ) は、 図 1 3に示したそれぞれの場 合に得られた溶融部の形状を示す断面図である。
図 15は、 レーザ溶接ノズルの位置ずれと溶込み深さのばらつき率 との関係を示すグラフである。
図 16は、 第 2発明により レーザビームを振動させる方法を示す正 面図である。
図 17は、 第 3および第 4発明のレーザビームによる突合せ溶接を 行うための装置を示す配置図である。
図 18は、 図 17に示したレーザビーム溶接装置の溶接へッ ドおよび その近傍を示す断面図である。
図 19は、 フ イ ラ一供給速度と溶込み深さばらつき率との関係を示 すグラフである。
図 20は、 フイ ラ一供給速度とブローホール発生数との関係を示す グラフである。
図 21は、 第 4発明によるフイ ラ一ワイャ供給ノズルの先端部の形 状の一例を示す断面図である。
図 22 ( a ) 、 ( b ) および （ c ) は、 第 4発明によるフイ ラ一ヮ ィャ供給ノ ズルの先端部の形状の種々の例を示す側面図である。 図 23は、 図 17に示したレーザビーム溶接装置のローラ レベラの一 例を示す断面図である。
図 24は、 レーザビームによるシー トバ一突合せ溶接装置の配置を 示す側面図である。
図 25は、 図 24に示したシ一 トバー突合せ溶接装置の平面図である 図 26は、 フイ ラ一ワイヤ供給時の狙い位置からずれ量を示す （ a ) 側面図および （ b ) 正面図である。 発明を実施するための最良の形態
第 1 発明の熱間圧延鋼片の突合せ溶接方法は、 900°C以上の熱間 圧延鋼片の非貫通突合せ溶接に用いられる。 熱間圧延鋼片の厚みは 25〜50mm、 幅 （突合せ幅） は 600〜 1200誦程度である。 レーザは CO レーザが適しており、 出力は 25kW以上、 ビーム径は 0.4〜 0.6 mm 程度である。 センタ一ガスおよびサイ ドガスと して、 Heガスまたは Arガスが用いられる。 溶接部に供給されるセンタ一ガスの流量は 40 〜 120 1 /mi n 、 サイ ドガスの流量は 40〜 80 1 /min 程度である。
図 10は、 第 1 発明のレーザ溶接ノ ズルの実施の形態の一例を示し ている。 レーザ溶接ノ ズル 11は、 円筒状のノ ズル本体 12を備えてい る。 ノ ズル本体 12の下端部にセンタ一ノ ズルブロ ッ ク 15がねじ 16で 取り付けられている。 センタ一ノ ズルブロ ッ ク 15には、 レーザビー ムノ ズル 18およびこれの周囲に 6個のセンターノ ズル 20が設けられ ている。 センターノズル 20のセンターガス吹出 し口 21は、 レーザビ —ム光軸 1 を中心とする円周上で 60° の間隔をおいて配置されて いる。 センタ一ガス G c 力く、 センターガス容器から流量調節弁 （い ずれも図示しない） を介してセンタ一ノ ズル 20に供給される。 セン タ一ノ ズルブロ ッ ク 15にサイ ドノ ズルブロ ッ ク 25が取り付けられて いる。 サイ ドノズルブ口 ッ ク 25にサイ ドノ ズル 27が設けられている サイ ドノ ズル 27のサイ ドガス吹出 し口 28は、 センタ一ガス吹出 し 口 21と同一平面上にあって上記円周より外側に位置している。 サイ ドガス G s が、 サイ ドガス容器から流量調節弁 （いずれも図示しな い） を介してサイ ドノ ズル 27に供給される。 なお、 サイ ドノ ズル 27 に対向する位置に配置されたワイヤノ ズル 35からフ ィ ラーワイヤ W が溶接部に供給される。
上記のように構成されたレーザ溶接ノ ズルにおいて、 センタ一ノ ズルおよびサイ ドノ ズルの寸法 ' 形状は、 ガス流量の調整によって レーザ誘起プラズマの中心を所要の位置に位置させる こ とができる 適切な値 · 形状でなければならない。 そのために、 たとえば次のよ うな寸法 ' 形状が選ばれる。 センタ一ノ ズルの個数は 5 〜 7 個、 吹 出 し穴間隔 d , は 5 〜 20mm、 センターガス吹出 し口の直径は 1 ~ 2 画程度である。 センタ一ガス吹出 し合成角 0 c は、 10° 〜60° であ る。 サイ ドガス吹出 し口の直径は 3 〜 6 隱程度であり、 サイ ドガス 吹出 し角 0 S は、 15° 〜45° である。 また、 図 11に示すよ う にセン 夕一ガス合成点 （センタ一ノ ズル軸線 l c の交点） I c がレーザビ —ム LBの集光点 I L より上方に位置し、 サイ ドノ ズル軸線 1 s と レ —ザビーム光軸 1 との交点 I s がセンタ一ガス合成点 I と レ一 ザビーム LBの集光点 I L との間に位置している。 なお、 図 3 におい て、 X軸が溶接線方向、 y軸が熱間圧延鋼片の通板方向、 z軸が高 さ方向をそれぞれ示している。 また、 センタ一ガス合成点と熱間圧 延鋼片表面との間隔を He 、 サイ ドガスの熱間圧延鋼片表面での吹 出し点と レーザビーム LBの集光点 I との間隔 （吹出し狙い位置） を L x と して示している。 間隔 He は 10〜20翻 、 吹出 し狙い位置 L は 3 〜 10mm程度である。
前出の図 6 に示すよう に、 溶込み深さばらつき量 Bdと平均溶込み 深さ d との比をばらつき率 BdZ d と定義する と、 通常のレーザ溶接 方法では、 ばらつき率 BdZ dは約 20%である。 また、 ばらつき率 Bd / dは、 前出の図 7 に示すように溶接速度 Vには依存しない。 溶接 速度 Vが速く なると溶込み深さは減少し、 同 じ割合でばらつき量 Bd も減少する。 溶接中に発生する レーザ誘起プラズマをレーザビーム に対する 2 次熱源と して利用する場合、 上記ばらつき率 Bd/ dの 20 %は約 15%に減少する。
つぎに、 サイ ドガス吹出し位置と被溶接材表面でのガス圧力分希 との関係について説明する。 図 12は、 ガス圧力分布の測定方法の概 要を示している。 レーザ溶接ノ ズル 11の直下に受圧円盤 41が配置さ れており、 受圧円盤 41には直径 0.5議の受圧穴 43が設けられている 。 受圧穴 43は、 ガス圧力分布が変化しない形状となっている。 受圧 円盤 41の下面に、 受圧穴 43を塞ぐよう にして微小圧力センサ 45が取 り付けられている。 微小圧力センサ 45からの信号は信号線 47を介し て増幅器などの信号処理装置を経てコ ンピュータ （いずれも図示し ない） に送られ、 データ処理される。
図 13に、 圧力分布の測定結果を示す。 センタ一ガスの流量は 80 1 /min 、 サイ ドガスの流量を 120 1 /min に一定と した。 図 13 ( a ) は、 サイ ドガスの熱間圧延鋼片表面での吹付け点と レーザビーム の集光点との位置間隔 L x (図 11参照） を一 7 画に した場合の圧力 分布の測定結果を示す。 図 13 ( b ) は位置間隔 L を 0 nun、 図 13 ( c ) は位置間隔 L x を + 7隱にした場合の測定結果である。 その効 果を図 14に溶融形状の変化と して示した。 図 14 ( a ) は、 サイ ドガ スの熱間圧延鋼片表面での吹付け点と レーザビームの集光点との位 置間隔 L x を一 7 mmに した場合で、 溶融深さが増大している。 図 14 ( b ) は、 位置間隔 L x を O irnnと した場合で、 効果が少ない。 図 14 ( c ) は、 位置間隔 L を + 7謹と した場合で、 効果が全く ない。 センタ一ガス吹出 し合成角、 吹出し穴間隔、 吹出 し角、 レーザビー ムとの交点位置、 サイ ドガスの吹出し角度と吹出 し狙い位置、 およ びセンターガスノ ズルと熱間圧延鋼片の間隔を最適化した状態では 、 このばらつき率 Bd/ dは約 5 %減少する。
図 15は、 開先材を突合せ溶接した時のサイ ドガスの吹出 し位置 が不適切な場合のばらつき率 Bd/ dへの影響を示している。 レーザ 集光点位置で溶接し、 サイ ドガスを含むレーザ溶接ノ ズルと被溶接 材との相対位置をノ ズル調整ずれ量 Δ z と して横軸に示した。 サ ドガスの効果が最も得られる レーザビームの集光点とガス吹出 し点 との間隔が一 4 匪の時に、 ばらつき率 Bd/ d も最小となる。 そ して 、 レ一ザ溶接ノ ズルの調整ずれ量 Δ z に応じてばらつき率 Bd/ dは 増大し、 ずれ量が 0 の時の Bd/ dが約 10%であるのに対して 6 mmの ずれでは Bd/ dは約 20%に増大する。
このよう に、 それぞれのガス吹出 し方向とその流量、 そ してガス の合成圧力と レーザビームの集光点との関係を最適点とするこ とで プラズマの発生域を制御でき、 同時にばらつき率 Bd/ d も最適化で きる。 これにより レーザエネルギ効率を高め、 溶融深さ と溶融幅の 増加を図り、 溶込み過ぎによる溶落ちの無い安定な接合部を形成す るこ とができる。 実施例 1
第 1 発明に したがって、 45kW炭酸ガスレーザを用い、 約 1000°Cの SS41鋼板を突合せ溶接した。 センタ一ガスと してヘリ ウムを 801 Z min 、 サイ ドガスと してヘリ ウムを 80 1 Zmi n 吹き付けた。 サイ ド ガスの吹付け角度は 30° と し、 溶接点に対する吹付け位置は未溶接 点方向に 4 mm前方を狙った。 溶接速度 Vは 3 m/min と した。 突合 せ溶接の結果、 突合せ溶接部での溶融金属の溶落ち、 および接合面 積率の低下は無かった。 このときのばらつき率 Bd/ dは、 約 10%で あった。 なお、 溶接ガス条件の調整不良の時のレーザビーム方向上 方に 6 mm、 サイ ドガス吹付け位置が更に前方に 10mmずれた場合、 ば らつき率 Bd/ dは 20%に悪化した。
第 1 発明によれば、 レーザエネルギー効率を高め、 溶融深さ と溶 融幅の増加を図り、 溶込み過ぎによる溶落ちの無い安定な接合部を 形成するこ とができる。
第 2発明のレーザ仮付け溶接方法が対象とするのは、 長さ 25〜50 mmの鋼片であって、 主と して粗圧延後のシー トバーである。 このよ うな鋼片の先端部と後端部とを例えば走間シャ一によって切断して 形状を整え、 ライ ン上を走行する先行鋼片の後端部と後行鋼片の先 端部とを突き合わせてレーザ仮付け溶接を行い、 後段の工程におい て連続的な加工に供する。 この場合の被加工物である シ一 トバーの 温度は約 900〜1150°C程度である。
本発明のレーザ仮付け溶接方法で用いる レーザ発振器と しては、 例ぇば出カ14〜451^の(02 レーザ発振器が適している。 このような レーザ発振器のレーザ出射側における ビーム径は 60〜 1 OOmraであり 、 これを被加工物の表面に 0.4〜 0.8mm径に集光照射するこ とで、 被加工物表面における レーザエネルギー密度は 10〜40MW/cm2となる 。 このようなエネルギー密度をもってレーザを照射する こ とによ り 、 レーザ照射点にはキーホールが発生し、 レーザ照射点を突合せ線 に沿って移動させるこ とで深溶け込みのレーザ溶接が可能となる。
こ こで本発明ではレーザビームを突合せ線に対して垂直方向に振 動させる。 すなわち、 鋼板表面における レーザ照射点を突合せ線に 対して垂直に振動させる。
図 16に、 レーザ照射点を振動させる方法の一例を示す。 図 16は、 レーザ照射点を鋼片 Sの突合せ線 Lに対して垂直に振動させる溶接 ヘッ ド部分の概略図である。 この溶接ヘッ ドは集光ミ ラ一 121と、 ミ ラ一 123と、 ミ ラ一振動軸 128と、 ミ ラ一振動機構 125とからな つている。 溶接へッ ドに入射したレーザビーム LBは、 溶接へッ ド上 に固定された集光ミ ラー 121によって収束角を与えられる と共に ミ ラー 123に反射伝送される。 ミ ラ一 123はミ ラ一振動軸 128によつ て支持されており、 ミ ラ一振動機構 125によって振動する。 このよ う に ミ ラー 123を振動させるこ とによって、 レーザ照射点を突合せ 線 Lに対して垂直に振動させるこ とができる。 - なお、 図 16には ミ ラ一 123を振動させる例を示したが、 ミ ラ一 1 23を固定して集光ミ ラー 121を振動させてもよい。 また、 透過光学 系を用いてレーザビームの集光照射を行う場合には、 例えば集光レ ンズのような透過光学系を円を描く よう に揺するか、 あるいは集光 レ ンズの光軸に対して垂直な軸でレ ンズを支持して軸を中心と して 振動させるよう にすればよい。
実施例 2
第 2発明法にしたがって、 出力 45kWの C02 レーザを用い、 約 1000 °Cの SS41スチールのレーザ仮付け溶接を行った。 この際、 大気から シール ドするためヘリ ゥムをシール ドガスと して吹き付けながら溶 接を行った。 また、 溶接速度は 3 m/min 、 レーザビームの振動周 波数 50Hz、 レーザビームの振動振幅 0.4隨と した。 以上のようにし てレーザ仮付け溶接を行った結果、 バラツキ率 （Bd/ d ) は約 7 % であった。 一方、 レーザビームを振動させず、 その他は同 じ条件で 行った従来法による レーザ仮付け溶接のバラツキ率 （Bd/ d ) は 15 %であった。
また、 熱間圧延鋼片の突合せ溶接においても溶融金属の溶け落ち は発生せず、 接合面積率が低下する こ とはなかった。
図 17に、 第 3発明を実施する レーザ突合せ溶接装置の一例を示す 。 図 18に、 上記レーザ突合せ溶接装置の溶接へッ ドおよびその周辺 を示す。
ペールノヽ °ッ ク 211には、 フ イ ラ一ワイヤ Wがコイル状に して収納 されている。 フ イ ラ一ワイヤ Wは、 ソ リ ッ ド形またはフラ ッ クス入 り形のいずれであってもよい。 フ イ ラ一ワイヤ Wはワイヤフ ィ ーダ 221 によ りペールパッ ク 211から引き出され、 コ ン ジ ッ ト 213を通 つてワイヤ供給ノズル 225に送り出される。 ペールパッ ク 211とヮ ィャフ ィ ーダ 221との間に第 1 口一ラ レベラ 215と第 2 口一ラ レべ ラ 218とが配置されている。 レーザビーム LBは、 レーザ発振器 235 から伝送ミ ラ― 237を介して溶接へッ ド 239に伝送される。 溶接へ ッ ドの下端部は、 センタ一ガス G C を溶接部に供給するセンタガス ノ ズル 241となっている。 サイ ドガス G S を溶接部に供給するサイ ドガスノ ズル 243が、 ワイヤ供給ノ ズル 225に対向 して配置されて いる。 センターガス G c およびサイ ドガス G s と して、 アルゴンガ スまたはヘリ ゥムガスが用いられる。
上記のよう に構成された装置において、 第 1 口一ラ レベラ 215の ローラ軸と第 2 口一ラ レベラ 218のローラ軸との間の角度は 90° で あるので、 ワイヤフ ィ ーダ 221から送られてきたフ イ ラ一ワイヤ W は矯正方向が互いに 90° ずれるようにして巻き癖が矯正される。 フ イ ラ一ワイヤ Wは、 ワイヤ供給ノ ズル 225を通過する際に塑性変形 する。 ワイヤ供給ノ ズル 225から突き出たフ イ ラ一ワイヤ （ワイヤ 突出 し部） W E は、 巻き癖が除去され、 湾曲しているがほぼ直線に 近い状態となる。 ワイヤ突出し部 WE は、 溶接点に向かって溶接線 に沿い、 熱間圧延鋼片 Sの表面にほぼ平行に供給される。
前出の図 6 に示すように、 溶込み深さばらつき量 Bdと平均溶込み 深さ d との比をばらつき率 Bd/ d と定義すると、 通常のレーザ溶接 方法では、 ばらつき率 BdZ dは約 20 %である。 また、 ばらつき率 Bd Z dは、 前出の図 7 に示すように溶接速度 Vには依存しない。 溶接 速度 Vが速く なると溶込み深さは減少し、 同じ割合でばらつき量 Bd も減少する。 溶接中に発生する レーザ誘起プラズマをレーザビーム に対する 2 次熱源と して利用する場合、 上記ばらつき率 Bd/ dの 20 %は約 15%に減少する。
つぎに、 フ イ ラ一供給速度について説明する。 図 19はフ イ ラ一供 給速度に対する溶込み深さばらつき率の関係を示している。 図 20に 示すよう に、 フ ィ ラー供給速度 Vfを増すと溶接ビー ド中単位長さ ¾ たり に含まれるブローホールの含有量は減少する。 このよ う に、 溶 接ビ一 ド中のブローホールの発生はばらつき率 Bd/ dの増大原因と なっているこ とがわかる。 したがって、 溶接深さの均一化に対し溶 接ビ一 ド中のブローホールの発生を防止しなければならない。 図 19 から明らかなよう に、 ばらつき率 Bd/ dはフ イ ラ一供給量 Vfが 2 m /min で急激に減少しフ イ ラ一供給量 Vfはこの付近で脱酸量が十分 と判断される。 したがって、 フ イ ラ一供給量 Vfは 2 m/min 以上で あるこ とが望ま しい。
前記フ イ ラ一ワイヤを溶接方向に関しレーザビーム照射部より前 方でレーザ誘起プラズマに供給する場合、 図 18に示すよう に湾曲ノ ズルを使用するとよい。 レーザ誘起プラズマの中心をレーザビーム の中心から溶接方向にずら して溶接するには、 図 18に示すサイ ドガ スノ ズル 243からサイ ドガス G s を吹き付け、 そのガス圧力によ り 変位量を制御する。 変位量は、 レーザ出力およびビーム径、 ならび にシール ドガスの種類および流量から決まる基準プラズマ径の 0.5 〜 1.5倍程度である。
この発明の突合せ溶接方法は、 レーザによる金属溶融の負荷を小 さ く するため、 熱間鋼片接合の必要溶接断面全部の溶接をレーザで 行うのではなく 、 一部のみを溶接し、 さ らにそれに続く 圧延により 圧接するという形態をとる レーザによる仮付け溶接にも有効である 実施例 3
第 3発明にしたがって、 センターガス （ヘリ ウム） を吹き付けな がら、 45kW炭酸ガスレーザにより約 1000°Cの鋼材を突合せ溶接した 。 溶接速度 Vは 3 mZmin であった。 Ti 3 %を含有するフ イ ラ一ヮ ィャを用い、 フ ィ ラー供給速度を 4 mZmin と した。 このときのば らつき率 Bd/ dはフ ィ ラー供給無しの時の約 20%から約 10%までィま 下した。 また、 突合せ溶接部で溶融金属の溶落ちは無く 、 接合面積 率の低下は無かった。
このよう に、 第 3発明によれば、 溶接ビー ドのブローホールの発 生を防止し、 溶接ビ一 ド部分の溶込み深さを均一にし、 スパイキン グゃ溶込み過ぎの無い溶融底部がフラ ッ 卜なビー ド形状を得る こ と ができる。 これにより、 健全な突合せ溶接部が得られ、 接合強度が 向上する。
第 4発明による突合せ溶接を実施する装置の基本構成は、 前出の 図 1 7に示した装置と同様であるが、 ワイヤ供給ノ ズルに特徴がある すなわち、 ワイヤ供給ノ ズル 325の先端部は、 図 2 1に示すよう に 入側直線部 329、 曲線部 330および出側直線部 33 1からなつている ワイヤフ ィ ーダ 22 1から送られてきたフ イ ラ一ワイヤ Wは、 ワイ ャ供給ノ ズル 325を通過する際に塑性変形する。 ワイヤ供給ノ ズル 325 から突き出たフ ィ ラーワイヤ （ワイヤ突出し部） W E は、 巻き 癖が除去され、 図 21に示すよ う に少し湾曲しているがほぼ直線に近 い状態となる。 ワイヤ突出 し部 W E は、 溶接点に向かって溶接線に 沿い、 被溶接材 Sの表面にほぼ平行に供給される。 ワイヤ供給ノ ズ ル 225の湾曲部 330の曲率半径 R。 は、 50〜 1 50 mm程度である。 入 側直線部 329の長さは、 少な く と も 10画であればよ く 、 出側直線部 33 1 は 5〜20醒程度が適当である。 このようなノ ズルの寸法構成で 、 ワイヤ突出し部 W E の曲率半径は、 500〜 1 000 imn程度となる。 ヮ ィャ突出し部 W E の長さは、 1 0〜50匪程度であるので、 ワイヤ突出 し部 W E の湾曲は、 突合せ溶接に悪影響を与えるこ とはない。 フ ィ ラーワイヤ Wの摺動による湾曲部 30の磨耗を防ぐために、 ワイヤ供 給ノ ズル 325の内径は、 フ ィ ラーワイヤ径 + ( 0. 1〜0. 4 )画程度が望 ま しい。 また、 図 2 1に示すよう にノ ズル本体 326の湾曲部 330に耐 熱 . 耐摩耗性セラ ミ ッ クス製からなる複数の短管を挿入して、 ワイ ャ曲げ矯正管 327を形成してもよい。 ワイヤ曲げ矯正管 327の材料 と して、 SiC ， A1N , Si 3N4 ， A 1203 などが用いられる。 ワイヤ供 給ノ ズル 325の内壁をセラ ミ ッ クス製とするこ とにより、 ワイヤ供 給ノ ズル 325の摩耗を激減させ、 また熱間圧延シー トバーからの輻 射熱の耐熱性を高め、 ノ ズル自体の交換周期を大幅に延長する こ と ができる。
図 22は、 第 4発明の種々の形状のワイヤ供給ノ ズルを示している 。 図 22 ( a ) に示すワイヤ供給ノ ズル 325 a は、 入側直線部 329に 対し出側直線部 331が 10〜45° 傾斜している。 図 22 ( b ) に示すヮ ィャ供給ノ ズル 325 bは、 入側直線部 329に対して出側直線部 331 がほぼ直角になっている。 上記ワイヤ供給ノズル 325 a， 325 b は いずれも、 溶接線が水平の場合に用いられる。 図 22 ( c ) に示すヮ ィャ供給ノ ズル 325 c は、 2 つの湾曲部 330 a， 330 bがあり、 入 側直線部 329に対し出側直線部 331がほぼ平行となっており、 溶接 線が垂直の場合に用いられる。
図 17に示す第 1 口 一ラ レベラ 215と第 2 口一ラ レベラ 218は、 口 —ラ径が、 10〜50咖程度、 ローラ数が 3 または 5個、 ローラ間隔が 50〜 200誦程度である。 第 1 口 一ラ レベラ 215のローラ軸と第 2 口 —ラ レベラ 218のローラ軸との間の角度は 90° であるので、 フ イ ラ —ワイヤ Wは矯正方向が互いに 90° ずれるようにして巻き癖が矯正 される。 図 23は、 3個のローラ 216 a， 216b , 216 cで構成され た口 一ラ レベラ 215を示している。 3個のローラ 216 a， 216b , 216 c による 3 点曲げによる矯正荷重 f は、 1 〜10kgf 程度である o
実施例 4 ' 熱間圧延シー トバーの接合を例と して、 この発明の実施例を説明 する。 図 24は熱間圧延設備に設けられたシ一 トバ一接合設備の概略 側面図であり、 図 25は同平面図である。 シー トバ ー S l ， S 2 の先 端部および後端部は走間シャ一 308でバ一幅方向に沿つて切り落と され、 接合面が形成される。 シー トバ ー S 1 ， S 2 は長さが 30m、 幅が 1100匪、 厚みが 35rmnである。 また、 シー ト バ ー S 1 ， S 2 の温 度は 1000度であり、 シー トバー S l ， S 2 の送り速度は 90mZmin である。 この時、 シヤー切断から溶接開始までの時間は約 20秒であ り、 溶接面に生成スケールの厚みは約 50 z mであった。 ついで、 先 行シー トバ一 S 1 の後端面と後行シ一 トバ一 S 2 の先端材面とを突 き合わせ、 この突合せ部 305に沿って溶接へッ ド 339を移動させて 突合せ部 305を溶接する。 これによ り溶接ビ一 ド 307が形成される 。 レーザは定常出力 45kWの炭酸ガス レーザであり、 加工速度は 10m /min である。 レーザ発振器 335は固定されている力 溶接へッ ド 339 、 およびワイヤ供給ノ ズル、 プラズマコ ン ト ロールノ ズルはシ — トバ一 S l ， S 2 の移動に同期して移動する。
図 17に示すとおり、 フ イ ラ一ワイヤ Wはペールパッ ク 211内に納 められており、 ワイヤフ ィ ーダ 221にてコ ンジ ッ ト 213を通し引き 出す。 そ して、 次にコ ンジッ ト 213を通してフ イ ラ一ワイヤ Wをヮ ィャ供給ノ ズル 225 (図 22の 325)に押し出 し、 溶接点まで導出する 。 口一ラ レベラ 215， 218 による巻き癖矯正は行わない。 図 17に示 すとおり、 フ イ ラ一ワイャ Wは溶接進行方向下手から送給されてお り、 溶接進行方向上手にはレーザプラズマコ ン ト 口一ル用のガスが 吹かれている。
ヮィャ供給ノズルの湾曲部の曲率半径は 50mmで、 シー トバ一とシ —ル ドガスノ ズル、 プラズマコ ン ト ロールガスノ ズル、 およびワイ ャ供給ノズルとのク リ ァラ ンスは 15薩である。 フ ィ ラーワイヤの 給角度はシー トバーの表面と 30° であり、 突合せ面内にある。 送給 位置はレーザビーム照射位置の上方 1. 5mmであり、 供給速度は 5 m / m i n である。 フ イ ラ一ワイヤの組成は表 1 に挙げられるものであ り、 フ イ ラ一ワ イ ヤ径は 1. 6画である。
表 1
Figure imgf000031_0001
また、 ワイヤ供給ノ ズルの材質は外管が黄銅製、 内壁は S i C製で あり、 ワイ ヤ供給ノ ズルの先端チップ部分は銅製で金メ ッキと した 図 26および表 2 に、 ワイヤ供給ノ ズルのブレ量の測定結果を示す 表 2
Figure imgf000031_0002
溶接点での供給位置精度は、 この発明のワイヤ供給ノ ズルを使用 した場合、 シー トバーの進行方向に土 1. 0mm、 レーザビーム光軸方 向に土 0. 5匪であった。 溶接部の欠陥はほとんど認められなかった 。 それに対し、 従来のス ト レ一 ト型のワ イャ供給ノ ズルでフ イ ラ一 ワイヤを供給した時の供給位置精度はシー トバーの進行方向に土 1 . 5國、 レーザビーム光軸方向に土 1. 0mmであり、 レーザ溶接中にフ ィ ラ一ワイヤの目外れが発生し、 フ ィ ラーワイヤが全く溶け込まな い部分が 1 行程中に 2 〜 3箇所あった。 溶接部分は溶接深さがばら つき、 プロ一ホールが多数発生して溶接欠陥となった。 ― また、 フ ィ ラーワイ ヤの摩擦による摩耗状況をノ ズル材質で比較 すると、 ワイヤ供給ノ ズルの材質がすべて黄銅製のものを使用 した 場合、 交換周期が 1 力月であったのに対して、 ノ ズル内壁を S i C に した場合は交換周期が約 1 年に延びた。
実施例 5
シー トバーの寸法、 材質、 送り速度、 温度、 溶接速度などは、 実 施例 4 と同じである力く、 図 17に示すロ ーラ レベラ 215, 216におい て、 巻き癖を矯正荷重 5. Okgf /cm2で矯正した。 ワイヤ供給ノ ズルの 湾曲部の曲率半径は 50誦で、 被溶接材とア シス トガスノ ズル、 ブラ ズマコ ン ト ロールガスノ ズル、 およびワイヤ供給ノ ズルとのク リ ア ラ ンスは 10画である。 フ イ ラ一ワイャの供給角度はシー トバーの表 面と 25度であり、 突合せ面内にある。 送給位置はレーザビーム照射 位置の上方 1.5ιηπιであり、 供給速度は 5 mZmin である。 フ イ ラ一 ワイヤ径は、 1.6mmである。
表 3 にフ ィ ラーワイヤの狙い位置ずれ量の結果を示す。
表 3
Figure imgf000032_0001
また、 ロ ーラ レベラを使用 した時の溶接点での供給位置精度はシ ー トバーの進行方向に土 0.5誦、 レーザビーム光軸方向に士 0.5 mm であった。 このよう に溶接の際にフ ィ ラ一ワイヤの供給位置ずれが 激減し、 溶接部におけるブローホールが抑制された。 それに対し、 ローラ レベラを使用 しない時の供給位置精度はシー トバ一の進行方 向に土 1.0mm、 レーザビーム光軸方向に士 1.0國であった。
この発明では、 溶接の際にフ ィ ラーワイヤの供給位置ずれが激 し、 溶接部におけるプロ一ホールが抑制されるので接合強度が十分 にとれる。 この結果、 圧下時に先行材と後行材が接合部で破断する こ と もない。
第 4発明によれば、 レーザビームによる突合せ溶接において、 フ イ ラ一ワイヤを高い供給精度で安定して突合せ部に供給するこ とが できる。 このために、 溶接欠陥のない高品質の突合せ溶接部を得る こ とができる。 産業上の利用可能性
本発明によれば、 レーザビームによる熱間圧延鋼片等の突合せ溶 接において、 溶接ビー ド部分の溶込み深さを均一に して、 スパイキ ングゃ溶落ちの無い、 溶融底部がフラ ッ トなビ一 ド形状を得るこ と ができる。 また、 レーザビームによる熱間圧延鋼片等の金属ス ト リ ップの突合せ溶接において、 フ イ ラ一ワイヤを高い供給位置精度で 安定して突合せ部に供給できる。

Claims

請 求 の 範 囲
1. レーザビーム光軸に関し対称にセンターガスを溶接部に吹き 付けるとと もに、 側方よりサイ ドガスを溶接部に吹き付けながら レ —ザビームにより熱間圧延鋼片を突合せ溶接する方法において、 レ —ザ誘起プラズマの中心をレーザビームの中心から溶接方向に、 レ —ザ出力およびビーム径、 ならびにセ ンタ一ガスの種類および流量 から決ま る基準プラズマ径の 0. 2〜 0. 5倍の距離だけずら して溶接 する熱間圧延鋼片の突合せ溶接方法。
2. セ ンターガス吹出 し口がレーザビーム光軸を中心とする円周 上にある と と もにレーザビーム光軸に関し対称に配置された複数の センタ一ノ ズルと、 サイ ドガス吹出 し口が前記円周より外側に位置 する 1 個のサイ ドノ ズルとを備え、 センタ一ガス合成点がレーザビ ームの集光点より上方に位置し、 前記サイ ドノ ズル軸線と レーザビ —ム光軸との交点が前記セ ンターガス合成点と レーザビームの集光 点との間に位置する熱間圧延鋼片突合せ溶接用 レーザ溶接ノ ズル。
3. 複数の熱間圧延鋼片を接合して連続熱間圧延して熱間圧延鋼 片又は帯鋼を製造する際に、 先行鋼片の後端部と後行鋼片の先端部 を突き合わせ、 突合せ部をレーザビームで仮付け溶接する方法にお いて、 前記レーザ溶接時にレーザビームを突合わせ線に沿って 2 〜 l O m / m i n で走査するとともに、 レーザビームを突合せ線に対して 垂直方向に、 振動数 40〜 80Hz、 振幅 0. 4〜 1. 0剛で振動させる こ と を特徴とする レーザ仮付け溶接方法。
4. レーザビームにより熱延バーを突合せ溶接する方法において 、 アル ミ ニウム、 シ リ コ ン、 チタ ン、 マ ンガンの 1 種または 2種以 上を 0. 05〜 3 %を含む鉄系母材のフ ィ ラーワイヤを溶接部に供給し ながら レーザ溶接する熱間圧延鋼片の突合せ溶接方法。
5. 溶接方向に関しレーザビーム照射部より前方で前記フ イ ラ一 ワイヤをレーザ誘起プラズマ中に供給する請求項 4記載の熱間圧延 鋼片の突合せ溶接方法。
6. レーザ誘起プラズマの中心をレ一ザビーム光軸から溶接方向 にずら して溶接する請求項 4記載の熱間圧延鋼片の突合せ溶接方法
7. フ ィ ラーワイヤを突合せ部に供給しながら レーザビームを用 いて突合せ溶接する方法において、 湾曲部をもったワイヤ供給ノ ズ ルにフ ィ ラ一ワイヤを通過させ、 フ ィ ラ一ワイヤを溶接点に向かつ て溶接線に沿い供給する レーザビームによる突合せ溶接方法。
8. フ ィ ラ一ワイヤを突合せ部に供給しながら レーザビームを用 いて突合せ溶接する方法において、 湾曲部をもったワイヤ供給ノ ズ ルにフ ィ ラーワイヤを通過させて塑性曲げを与え、 フ ィ ラ一ワイヤ の巻き癖を矯正してフ ィ ラーワイヤを溶接部に供給する レーザビー ムによる突合せ溶接方法。
9. ノ ズル先端部が直線部と直線部との間に少なく と も 1 つの湾 曲部を有し、 前記 2 つの直線部と湾曲部とが同一平面内にある レ一 ザビームによる突合せ溶接用ヮィャ供給ノ ズル。
1 0. ペールパッ クまたはワイヤリ ールを有するワイャ供給源と、 ワイヤ供給ノズルにフ イ ラ一ワイヤを送り 出すワイヤフ ィ ーダとを 備えたレーザビームによる突合せ溶接装置において、 ワイヤ供給源 とワイヤフ ィ ーダとの間に、 矯正方向が互いに 90 ° ずれるようにし て、 2 台のローラ レベラがワイヤ送給方向に沿ってタ ンデムに配置 されたレーザビームによる突合せ溶接装置。
1 1. 前記ヮィャ供給ノ ズルが請求項 9記載のヮィャ供給ノ ズルで ある請求項 1 0記載のレーザビームによる突合せ溶接装置。 '
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