KR101329088B1

KR101329088B1 - 가스 시일드 아크 용접과 서브 머지드 아크 용접을 조합한 복합 용접 방법 및 그 복합 아크 용접기

Info

Publication number: KR101329088B1
Application number: KR1020117021760A
Authority: KR
Inventors: 나오야 하야카와; 켄지 오이; 아츠시 이시가미; 켄지 시마다; 마사히로 오다카
Original assignee: 제이에프이 스틸 가부시키가이샤
Priority date: 2009-02-27
Filing date: 2010-02-25
Publication date: 2013-11-14
Also published as: RU2506148C2; BRPI1009206A2; US20120024822A1; RU2011139336A; JP5515850B2; KR20110127229A; EP2402106A4; US9321119B2; WO2010098499A1; JP2010221298A; EP2402106B1; BRPI1009206B1; CN102333613B; CN102333613A; EP2402106A1

Abstract

다전극의 가스 시일드 아크 용접과 다전극의 서브 머지드 아크 용접을 조합하여 강판을 용접하는데 있어서, 가스 시일드 아크 용접과 서브 머지드 아크 용접의 전류 밀도를 각각 적정 범위로 유지하여, HAZ의 인성 열화를 방지하고, 그리고 시공 능률이 우수한 복합 용접 방법 및 그 복합 아크 용접기를 제공한다. 구체적으로는, 강판의 맞댐부에 가스 시일드 아크 용접을 행하고, 그 후방에서 서브 머지드 아크 용접을 행하는 복합 용접 방법 및 그 복합 아크 용접기에 있어서, 가스 시일드 아크 용접을 2 전극 이상으로 행함과 함께 가스 시일드 제1 전극으로 와이어 지름 1.4㎜ 이상의 용접용 와이어를 사용하고 그리고 가스 시일드 제1 전극의 전류 밀도를 320A/㎟ 이상으로 한다.

Description

가스 시일드 아크 용접과 서브 머지드 아크 용접을 조합한 복합 용접 방법 및 그 복합 아크 용접기{COMPLEX METHOD OF WELDING IN COMBINATION OF GAS-SHIELD ARC WELDING WITH SUBMERGED ARC WELDING}

본 발명은, 가스 시일드 아크 용접(gas shield arc welding)과 서브 머지드 아크 용접(submerged arc welding)을 조합하여 강판의 용접을 행하는 복합 용접 방법(hybrid or combination welding method) 및 그 복합 아크 용접기(hybrid or combination arc welding machine)에 관한 것이다.

일반적으로 서브 머지드 아크 용접은, 용접 전류(welding current)를 크게 설정하여 1 패스(pass)로 용접을 행하는 대입열 용접(high-heat input welding)이 가능하기 때문에, 시공 능률이 좋은 용접 기술이다. 게다가 용융 메탈(melted metal)이 슬래그(slag)에 의해 보호되기 때문에, 질소(nitrogen)나 산소(oxygen)의 혼입이 억제되고, 그리고 안정된 아크가 얻어진다는 이점이 있다. 그 때문에 용접 결함(weld defect)이 억제되어, 기계적 성질(mechanical property)이 우수한 양호한 용접 금속(weld metal)이 얻어지기 때문에, 여러 가지 분야(예를 들면 조선(shipbuilding), 건축(architecture), 토목(civil engineering) 등)에서 널리 보급되어 있다.

최근, 용접 구조물(welded structure)의 대형화에 수반하여, 서브 머지드 아크 용접을 행하는 강판의 두께가 증대하는 경향에 있어, 더 한층의 대입열의 용접 기술(high-heat input welding technique)이 요구되고 있다.

그런데 용접시의 입열량이 증가하면, 용접열 영향부(welded heat affected zone)(이하, HAZ라고 함)의 인성(toughness)이 열화되기 때문에, 용접 이음부의 충분한 성능이 얻어지지 않는다. 다층 용접(multilayer welding)을 행하여, 입열량을 분할함으로써 HAZ의 인성 열화를 방지하는 것은 가능하지만, 서브 머지드 아크 용접의 능률(efficiency)이 현저하게 저하된다. 그래서 서브 머지드 아크 용접과 가스 시일드 아크 용접을 병용함으로써, HAZ의 인성의 열화를 방지하고 그리고 용접 시공의 능률을 향상시키는 기술이 검토되고 있다.

예를 들면 특허문헌 1∼7에는, 동일한 용접선(weld line) 상에서 가스 시일드 아크 용접과 서브 머지드 아크 용접을 행함으로써, HAZ의 인성 열화의 방지와 용접 시공의 능률의 향상을 양립시키는 기술이 개시되어 있다. 그러나 이들 기술에서는, 가스 시일드 아크 용접의 시일드 가스가 Ar을 주체로 하는 불활성 가스를 사용(MIG 용접(metal inert gas welding))하고 있기 때문에, 아크 압력(arc pressure)에 의한 용입 에너지(penetrative energy)가 약하여, 깊은 용입이 얻어지기 어려운 점, 혹은, 가스 시일드 아크 용접의 전류 밀도(current density)가 작기 때문에, 깊은 용입이 얻어지지 않기 때문에, 강판의 두께 방향으로의 입열의 분할 효과(fractionation effect)가 충분히 얻어지지 않아, HAZ의 인성 향상을 달성할 수 없다.

또한, 특허문헌 5에서는, 가스 시일드 아크 용접의 전극에 3∼6.4㎜의 굵은 지름 와이어를 채용하고 있기 때문에, 전류 밀도가 낮아, 아크 압력이 저하되어, 용입 깊이가 감소한다는 문제가 있었다.

또한, 특허문헌 6에서는, 가스 시일드 아크 용접의 전극을 용접 진행 방향에 대하여, 직각 방향으로 진동시키기 때문에, 아크 압력이 저하되어, 용입 깊이가 감소한다는 문제가 있었다.

일본공개특허공보 소58-32583호 일본공개특허공보 평3-81070호 일본공개특허공보 소60-15067호 일본공개특허공보 소59-30481호 일본공개특허공보 소54-10263호 일본공개특허공보 소53-13024호 일본공개특허공보 소53-119240호

본 발명은, 다전극(multielectrode)의 가스 시일드 아크 용접과 다전극의 서브 머지드 아크 용접을 조합하여 강판을 용접하는데 있어서, 가스 시일드 아크 용접의 용입을 깊게 하여, 가스 시일드 아크 용접의 열량을 강판의 판두께 방향 깊은 곳에 투입하고, 서브 머지드 아크 용접의 열량을 표층측에 투입하여 분할함으로써, HAZ(30)(용접열 영향부) 조직의 미세화를 도모함으로써, HAZ(30)의 인성 열화를 방지하고, 그리고 시공 능률이 우수한 복합 용접 방법과 그 용접기를 제공하는 것을 목적으로 한다.

본 발명자들은, 가스 시일드 아크 용접과 서브 머지드 아크 용접을 조합한 복합 용접에 있어서, HAZ의 인성 열화를 방지하는 기술에 대해서 조사 검토했다. 그 결과,

(a) 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)의 전류 밀도를 높이고, 아크 압력을 강하게 하여 용입 깊이(depth of penetration)를 크게 함으로써, 가스 시일드 아크 용접의 열량을 강판의 판두께 방향 깊은 곳에 투입하고, 서브 머지드 아크 용접의 열량을 표층측에 투입하여 분할함으로써, HAZ(30)의 인성 열화를 방지한다.

그러나, 이와 같이 가스 시일드 아크 용접의 용입을 깊게 하면, 가스 시일드 아크 용접 금속은 판두께 방향으로 신장된 비드 단면 형상이 되어, 고온 균열 발생의 위험이 현저하게 높아진다.

그래서,

(b) 가스 시일드 아크 용접의 최후미의 전극과 상기 서브 머지드 아크 용접의 제1 전극과의 강재 표면 위치에 있어서의 와이어의 중심 간 거리(center-to-center spacing)(이후, 전극간 거리라고 칭함)를 근접시킴으로써, 가스 시일드 아크에 의해 형성된 용접 금속의 응고 방향을 상향으로 제어하여, 고온 균열을 억제한다.

(c) 혹은, 서브 머지드 아크 용접의 제1 전극(16)의 전류 밀도를 높이고, 아크 압력을 강하게 하여 용입 깊이를 크게 함으로써, 가스 시일드 아크 용접의 용접 금속 상방에 발생하는 고온 균열(hot crack)을 재용융함으로써, 고온 균열이 없는 고품질의 용접부를 얻는다.

(d) 또한, 용입이 깊고, 가늘고 길게 신장된 가스 시일드 아크 용접 금속은 응고 속도가 빨라, 블로홀(blowhole)이 발생하기 쉽지만, 다전극으로 함으로써, 용융지(molten pool;23)를 용접 방향으로 긴 형상으로 하여 가스(24)가 부상하기 위한 시간을 확보함으로써 블로홀 등의 용접 결함을 억제한다.

본 발명은, 이러한 인식에 기초하여 이루어진 것이다.

즉, 본 발명은, 강판의 맞댐부에 가스 시일드 아크 용접을 행하고, 상기 가스 시일드 아크 용접의 후방에서 서브 머지드 아크 용접을 행하는 복합 용접 방법 및 그 복합 아크 용접기에 있어서, 가스 시일드 아크 용접을 2 전극 이상으로 행함과 함께 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)으로 와이어 지름 1.4㎜ 이상의 용접용 와이어(wire for welding)를 사용하고, 그리고 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)의 전류 밀도를 320A/㎟ 이상으로 하는 복합 용접 방법이며, 상기 용접을 가능하게 하는, 전방에 2 전극 이상의 다전극 가스 시일드 아크 용접기, 후방에 2 전극 이상의 다전극 서브 머지드 아크 용접기를 배치한 복합 아크 용접기이다.

본 발명의 복합 용접 방법 및 그 복합 아크 용접기에 있어서는, 가스 시일드 아크 용접의 최후미의 전극과 서브 머지드 아크 용접의 제1 전극(16)과의 전극간 거리를 40∼100㎜로 하는 것이 바람직하다.

또한, 본 발명의 복합 용접 방법 및 그 복합 아크 용접기에 있어서는, 서브 머지드 아크 용접을 2 전극 이상으로 행함과 함께 서브 머지드 아크 용접의 제1 전극(16)의 전류 밀도를 75A/㎟ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

또한, 본 발명의 복합 용접 방법 및 그 복합 아크 용접기에 있어서는, 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)과 가스 시일드 아크 용접의 제2 전극(13)과의 전극간 거리를 30㎜ 이하로 하는 것이 바람직하다.

또한, 본 발명의 복합 용접 방법 및 그 복합 아크 용접기에 있어서는, 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)과 가스 시일드 아크 용접의 제2 전극(13)을 상이한 극성으로 설정하는 것이 바람직하다.

또한, 본 발명의 복합 용접 방법 및 그 복합 아크 용접기에 있어서는, 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)과 가스 시일드 아크 용접의 제2 전극(13)에 각각 펄스 전원(pulsed power supply)을 사용하여 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)의 피크 전류와 가스 시일드 아크 용접의 제2 전극(13)의 피크 전류를 시간적으로 어긋나게 하여 공급하는 것이 바람직하다.

또한, 본 발명의 복합 용접 방법 및 그 복합 아크 용접기에 있어서는, 서브 머지드 아크 용접의 제1 전극(16)에 대한 서브 머지드 아크 용접의 제2 전극(17)의 전류비를 0.6∼0.8로 하는 것이 바람직하다.

본 발명에 의하면, 강판을 용접하는데 있어서 다전극의 가스 시일드 아크 용접과 다전극의 서브 머지드 아크를 병용하여, 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)과 서브 머지드 아크 용접의 제1 전극(16)의 전류 밀도를 모두 증가시킴으로써, HAZ(30)의 인성 열화를 방지하고, 그리고 능률 좋게 시공할 수 있다. 게다가, 용접 결함이 없는 건전한 용접 금속이 얻어진다.

도 1은 본 발명의 복합 용접 방법을 적용하는 개선(開先;groove) 형상의 예를 개략적으로 나타내는 단면도이다.
도 2는 본 발명의 복합 용접 방법 후의 용접부의 단면도 및 샤르피 충격 시험편의 채취 위치를 나타내는 도면이다.
도 3은 본 발명의 복합 용접 방법의 용접 중의 용융지(23)를 나타내는 단면도이다.
도 4는 본 발명의 복합 용접 방법의 용접 중의 용융지(23)를 나타내는 평면도이다.
도 5는 본 발명의 복합 아크 용접기의 일 예를 나타내는 도면이다.

(발명을 실시하기 위한 형태)

본 발명에서는, 강판의 판두께 방향으로의 입열을 분할하기 위해 가스 시일드 아크 용접과 서브 머지드 아크 용접을 병용하여, 1 패스(pass)로 용접을 행한다. 단, 서브 머지드 아크 용접을 가스 시일드 아크 용접보다도 선행시키면, 용융 메탈의 표면에 플럭스(flux)와 슬래그(slag)가 잔류한 상태로, 후행의 가스 시일드 아크 용접을 행하게 되어, 가스 시일드 아크 용접에 있어서의 아크의 발생이 저해된다. 그 때문에 도 3 및 도 4에 나타내는 바와 같이, 플럭스를 사용하지 않고 슬래그가 발생하지 않는 가스 시일드 아크 용접을 서브 머지드 아크 용접보다도 선행시켜, 가스 시일드 아크 용접의 용융 메탈이 응고하기 전에 서브 머지드 아크 용접을 행한다.

가스 시일드 아크 용접과 서브 머지드 아크 용접은, 모두 2개 이상의 전극(즉, 용접용 와이어)을 사용하는 다전극(도 3 및 도 4에서는, 12, 13, 14 및 15)의 가스 시일드 아크 용접 및 다전극(도 3 및 도 4에서는, 16, 17, 18 및 19)의 서브 머지드 아크 용접으로 한다. 가스 시일드 아크 용접과 서브 머지드 아크 용접을 모두 다전극으로 함으로써, 용착 속도를 높여, 용접 능률을 높일 뿐만 아니라, 용융지(23)를 용접 방향으로 긴 형상으로 하여 가스(24) 혹은, 용융 슬래그가 부상하기 위한 시간을 확보할 수 있기 때문에, 용접 금속(21 및 22)에 블로홀이나 슬래그 권입(slag inclusing)이 발생하는 것을 억제할 수 있다. 그 결과, 용융 메탈(23)이 응고한 용접 금속(21 및 22)에 용접 결함이 발생하는 것을 방지할 수 있다. 또한, 강판의 판두께 방향으로의 입열을 분할함으로써 HAZ(30)의 조직의 조립화(粗粒化)를 억제하여, HAZ(30)의 인성 열화를 방지하는 효과도 얻어진다.

가스 시일드 아크 용접의 전극(12, 13, 14 및 15)과 서브 머지드 아크 용접의 전극(16, 17, 18 및 19)은, 도 4에 나타내는 바와 같이, 전부 동일한 용접선 상에 배치하는 것이 바람직하다. 그 이유는, 전극이 용접선으로부터 벗어나, 용접선에 있어서의 입열량이 부족하여, 용융지(23) 내의 용접 후방으로의 용탕 흐름이 흐트러져, 여러 가지 용접 결함이 발생할 뿐만 아니라, 비드 형상(bead shape)의 악화를 초래하기 때문이다.

이하, 본 발명에 대해서, 상세하게 설명한다.

선행하는 가스 시일드 아크 용접에서는, HAZ(30)의 인성 열화를 방지하기 위해, 강판의 두께 방향의 입열을 분할시킬 필요가 있기 때문에, 용입 깊이를 크게 한다. 그래서, 다전극의 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)으로 사용하는 용접용 와이어의 와이어 지름 및, 그 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)의 전류 밀도를 규정한다. 또한, 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)은, 가스 시일드 아크 용접의 복수의 전극 중, 진행 방향의 선두에 배치되는 전극을 가리킨다.

가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)으로 사용하는 용접용 와이어(33)의 와이어 지름이 1.4㎜ 미만에서는, 전류 밀도를 높일 수 있지만, 용접 전류를 높이는 것이 곤란하고, 아크 압력이 저하되어, 충분한 용입 깊이가 얻어지지 않는다. 따라서, 와이어 지름은 1.4㎜ 이상으로 한다. 한편, 와이어 지름이 2.4㎜를 초과한 경우, 대전류를 적용하면, 과대한 열량이 투입되어, HAZ(30)의 인성이 저하되고, 낮은 전류에서는 전류 밀도가 저하되기 때문에, 충분한 용입이 얻어지지 않는다. 따라서, 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)으로 사용하는 용접용 와이어(33)의 와이어 지름은 1.4∼2.4㎜의 범위 내가 바람직하다.

또한, 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)에 공급되는 용접 전류(welding current)의 전류 밀도가 320A/㎟ 미만에서는, 아크 압력이 저하되어, 충분한 용입 깊이가 얻어지지 않는다. 따라서, 전류 밀도는 320A/㎟ 이상으로 한다. 전류 밀도가 과잉으로 커지면, 아크 압력이 강해져 용입 깊이를 크게 하여, 강판(1)의 두께 방향으로 가늘고 긴 용융 메탈(23)이 형성되어, 용융 메탈(23) 선단(front end)의 응고 속도가 빨라진다. 그 때문에, 용융 메탈(23) 중에 권입한 가스(gas)(24)가 포획되어, 용접 금속(21)에 블로홀이 발생하기 쉬워진다. 본 발명에서는 다전극의 가스 시일드 아크 용접을 채용하기 때문에, 후속의 가스 시일드 아크 용접의 제2 전극(13) 이후의 입열에 의해 용융 메탈(23)의 응고 속도나 용탕 흐름(flow of molten metal)을 조정하는 것이 가능해져, 블로홀의 발생을 억제할 수 있다. 그러나, 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)에 공급되는 용접 전류의 전류 밀도가 700A/㎟를 초과하면, 아크 압력이 너무 강해서, 다전극의 가스 시일드 아크 용접이라도, 용융지(23)의 움직임이 너무 격렬해져, 융합 불량이나 블로홀 등이 발생하거나 비드 부정(irregularity)이 된다. 따라서, 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)에 공급되는 용접 전류의 전류 밀도는 320∼700A/㎟의 범위 내가 바람직하다. 여기에서 전류 밀도는, 용접 와이어(welding wire) 단면의 단위 면적(unit area)당의 용접 전류를 가리킨다.

또한, 여기에서, 본 발명에서 이용하는 가스 시일드 아크 용접은, 특별히, 한정하지 않지만, 시일드 가스로서, 아크 압력이 강하여, 깊은 용입이 얻어지는 CO₂ 가스를 주체의 탄산 가스 용접이 바람직하다. 또한, 아크의 안정을 위해, CO₂ 가스에, Ar 가스를 최대 60vol％까지 혼합해도 좋다. 따라서, 시일드 가스의 조성은, CO₂ 가스: 100∼40vol％ 및, 잔부(殘部)로서 Ar 가스: 0∼60vol％가 바람직하다.

또한, 가스 시일드 아크 용접의 용접 와이어(33)에 대해서는, 특별히 한정하지 않는다. 용도에 따라서, 솔리드 와이어(solid wire)나 플럭스 코어드 와이어(flux cored wire)를 이용할 수 있다. 또한, 용접의 전극 수는, 강판의 판두께나 개선 형상에 따라 적절히 선택할 수 있고, 용접의 생산성이나 용접 품질의 관점에서 2 전극 이상이 바람직하다. 전극 수의 상한에 제한은 없지만, 전극 수가 증가하면, 가스 시일드 아크 용접 장치가 고가가 되고, 용접 장치의 구성이 복잡해지기 때문에, 4 전극 이하가 바람직하다.

또한, 선행하는 가스 시일드 아크 용접의 최후미의 전극과, 후행의 다전극의 서브 머지드 아크 용접의 제1 전극과의 전극간 거리가 40㎜ 미만에서는, 입열을 판두께 방향으로 분할하는 효과가 얻어지지 않는다. 한편, 전극간 거리가 100㎜를 초과하면, 가스 시일드 아크 용접에 의해 생긴 고온 균열이 용해되지 않고 용접 금속에 잔류할 우려가 있다. 따라서, 가스 시일드 아크 용접의 최후미의 전극과 서브 머지드 아크 용접의 제1 전극과의 전극간 거리는 40에서 100㎜의 범위 내가 바람직하다. 또한, 서브 머지드 아크 용접의 제1 전극(16)은, 서브 머지드 아크 용접의 복수의 전극 중, 진행 방향의 선두에 배치되는 전극을 가리킨다.

또한, 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)과 가스 시일드 아크 용접의 제2 전극(13)의 전극간 거리가 30㎜를 초과하면, 제1 전극(12)에 의해 형성된 용접 금속이 제2 전극(13)에 의해서도 용해되지 않기 때문에, 제1 전극(12)에 의해 형성된 용접 금속(21)에 용접 결함이 포함되면, 그 용접 결함이 용접 금속(21)에 잔류한다. 따라서, 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)과 가스 시일드 아크 용접의 제2 전극(13)의 전극간 거리는 30㎜ 이하가 바람직하다. 한편, 전극간 거리가 8㎜ 미만에서는, 아크가 자기 블로(magnetic blow)로 간섭하여, 여러 가지 용접 결함이 발생하는 원인이 된다. 따라서, 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)과 가스 시일드 아크 용접의 제2 전극(13)의 전극간 거리는 8∼30㎜의 범위 내가 한층 바람직하다.

가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)과 가스 시일드 아크 용접의 제2 전극(13)의 극성이 동일한 경우는, 아크(25)가 서로 당기기 때문에, 용융 메탈(23)이 끓어 올라 용탕 고임을 형성하기 쉬워진다. 이 용탕 고임이 요동하여 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)이나 가스 시일드 아크 용접의 제2 전극(13)과 불규칙하게 접촉하기 때문에, 아크(25)가 불안정해진다. 이에 대하여, 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)과 가스 시일드 아크 용접의 제2 전극(13)의 극성을 반대로 하면 아크(25)가 서로 반발하기 때문에, 용융 메탈(23)이 압입되어 용탕 고임을 형성하기 어려워진다. 그래서, 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)과 가스 시일드 아크 용접의 제2 전극(13)을 상이한 극성으로 설정하는 것이 바람직하다. 또한, 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)을 역극성(reversed polarity)(즉 전극을 양극(positive electrode))으로 하고, 가스 시일드 아크 용접의 제2 전극(13)을 정극성(straight polarity)(즉 전극을 음극(negative electrode))으로 하면, 용입이 깊이가 커지는 효과가 얻어지기 때문에 한층 바람직하다.

또한, 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)과 가스 시일드 아크 용접의 제2 전극(13)의 극성이 동일한 경우는, 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)과 가스 시일드 아크 용접의 제2 전극(13)에 각각 펄스 전원을 사용하여, 각각의 피크 전류(peak current)(즉 용접 전류)를 시간적으로 엇갈리게 하여 공급하는 것이 바람직하다. 그 이유는, 아크(25)가 서로 당기는 현상을 억제할 수 있기 때문이다.

이와 같이 하여 다전극의 가스 시일드 아크 용접을 행함으로써, 판두께 방향으로 용융 메탈을 하부에서 상부로 순차로 응고시키는 것이 가능해진다. 그 용융 메탈(23)이 완전하게 응고하기 전에 서브 머지드 아크 용접을 행하여, 용접 금속의 고온 균열을 방지한다.

가스 시일드 아크 용접의 후행의 서브 머지드 아크 용접에서는, 용접 속도(welding speed)를 가스 시일드 아크 용접과 동일하게 설정하여, 서브 머지드 아크 용접에서, 가스 시일드 아크 용접부의 고온 균열이 발생하기 쉬운 개소까지, 용입시키는 것이 바람직하다. 따라서, 가스 시일드 아크 용접기와 서브 머지드 아크 용접기는, 도 5에 나타내는 바와 같이, 배치하여, 피(被)용접체(37)를 반송 대차(38)에 실어 이동시키면서, 용접하는 것이 바람직하다. 혹은, 피용접체를 이동시키지 않는 경우는, 가스 시일드 아크 용접기와 서브 머지드 아크 용접기를 1개의 반송 대차(37)에 탑재시키고, 상기 복합 아크 용접기를 이동시키면서 용접하는 것이 바람직하다(도시하지 않음).

다전극의 서브 머지드 아크 용접의 제1 전극(16)에 공급되는 용접 전류의 전류 밀도가 75A/㎟ 미만에서는, 아크 압력이 약하여, 깊은 용입이 깊이가 얻어지지 않기 때문에, 가스 시일드 아크 용접의 용접 금속(21)의 고온 균열의 발생을 방지, 혹은, 그 고온 균열을 재용융함으로써, 고온 균열을 방지하는 효과가 충분히 얻어지지 않는다. 따라서, 전류 밀도는 75A/㎟ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 전류 밀도가 과잉으로 커지면, 용입이 너무 깊어져, 입열이 하방까지 투입되어, 입열 분할 효과가 얻어지지 않는다. 또한, 아크 압력이 높아, 아크(25) 후방의 용융 메탈(23)이 격렬하게 후방으로 흘러, 용융지(23)를 진동시켜 슬래그나 개선 표면(surface of groove)의 잔류물(residual material)을 권입하고, 플럭스나 슬래그가 용융 메탈(23)에 권입되어 용접 금속(22)에 용접 결함이 발생하기 쉬워진다. 단 다전극의 서브 머지드 아크 용접을 채용하기 때문에, 후속의 서브 머지드 아크 용접의 제2 전극(17) 이후의 입열에 의해 용융 메탈(23)의 응고 속도를 조정하는 것이 가능해져, 용접 결함의 발생을 억제할 수 있다. 서브 머지드 아크 용접의 제1 전극(16)에 공급되는 용접 전류의 전류 밀도가 350A/㎟를 초과하면, 입열 분할 효과가 저감되어, HAZ(30)의 인성이 열화된다. 따라서, 서브 머지드 아크 용접의 제1 전극(16)에 공급되는 용접 전류의 전류 밀도는 75∼350A/㎟의 범위 내가 바람직하다. 또한, 서브 머지드 아크 용접의 제1 전극(16)은, 서브 머지드 아크 용접의 복수의 전극 중, 진행 방향의 선두에 배치되는 전극을 가리킨다.

서브 머지드 아크 용접의 제1 전극(16)에 공급되는 용접 전류 I₁(A)와 서브 머지드 아크 용접의 제2 전극(17)에 공급되는 용접 전류 I₂(A)로 산출되는 I₂/I₁값(이하, 전류비라고 함)이 0.6 미만에서는, 슬래그 권입 등의 용접 결함이 발생하기 쉬워진다. 한편, 0.8을 초과하면, 역시 언더 컷(undercut) 등의 용접 결함이 발생하기 쉬워진다. 따라서, 전류비는 0.6∼0.8의 범위 내가 바람직하다.

또한, 여기에서, 본 발명에서 이용하는 서브 머지드 아크 용접은, 특별히, 한정하지 않지만, 플럭스(36)로서 용융형 플럭스(fused flux) 혹은, 소성형 플럭스(bonded flux) 등을 사용할 수 있다. 특히, 저온 인성을 중시하는 경우는 플럭스(36)로서, CaO나 CaF₂를 많이 포함하는 염기성 플럭스가 바람직하다. 또한, 용접 와이어(34)에 대해서는, 특별히 한정하지 않는다. 용도에 따라서, 솔리드 와이어나 플럭스 코어드 와이어를 이용할 수 있다. 또한, 용접의 전극 수는, 강판의 판두께나 개선 형상에 따라 적절히 선택할 수 있고, 용접의 시공 능률이나 용접 품질의 관점에서 2 전극 이상이 바람직하다. 서브 머지드 아크 용접의 전극 수의 상한에 제한은 없지만, 전극 수가 증가하면, 서브 머지드 아크 용접 장치가 고가가 되고, 용접 장치의 구성이 복잡해지기 때문에, 4 전극 이하가 바람직하다.

이상에 설명한 대로, 본 발명에서는, 가스 시일드 아크 용접과 서브 머지드 아크 용접을 병용하여 입열을 강판의 판두께 방향으로 분할함으로써, HAZ(30)의 인성 열화를 방지한다. 게다가 1 패스로 용접을 행하는 것이 가능하기 때문에, 시공 능률이 우수한 용접 기술이다.

또한 본 발명은, 용접 결함의 발생을 억제하는 효과도 갖는다. 따라서, 건전한 용접 이음이 얻어진다.

(실시예)

<실시예 1>

표 1에 나타내는 성분의 강판을 맞대어 용접을 행했다. 개선 형상(groove shape)은 도 1에 나타내는 대로이며, 개선 각도(5 및 6)(groove angle), 개선 깊이(7 및 8)(groove depth), 개선 면적(9 및 10)(groove area), 루트 페이스 길이(11)(root face)를 표 4에 나타낸다. 강판(1)의 두께(4)는 25㎜, 33㎜, 38㎜로 했다. 두께(4)가 상이한 3종류의 강판(1)의 항복 강도(yield strength)는 620∼650㎫, 인장 강도(tensile strength)는 710∼740㎫였다.

백 사이드(back side)(2)의 용접에는 본 발명을 적용하지 않고, 3 전극의 서브 머지드 아크 용접을 행했다. 그 용접 조건을 표 2에 나타낸다. 용접용 와이어는, 표 3에 나타내는 것 중, 와이어 지름이 4.0㎜의 용접용 와이어를 사용했다. 플럭스는, CaO-CaF₂-SiO₂-Al₂O₃를 주성분으로 하는 염기성의 용융형의 플럭스(fused flux)를 사용했다.

피니싱 사이드(finishing side;3)에는 본 발명을 적용하여, 가스 시일드 아크 용접과 서브 머지드 아크 용접을 병용하여 1 패스의 용접을 행했다. 선행하는 가스 시일드 아크 용접의 용접 조건을 표 5에 나타내고, 후행의 서브 머지드 아크 용접의 용접 조건을 표 6에 나타낸다. 또한, 가스 시일드 아크 용접에서는, 시일드 가스(shielding gas)로서 100vol％ CO₂를 유량 25liter/분으로 사용하여, 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)을 역극성, 가스 시일드 아크 용접의 제2 전극(13)을 정극성으로 했다. 용접이 종료된 후, 피니싱 사이드(3)의 HAZ(30)로부터 JIS Z2202(1980)의 V노치 샤르피 충격 시험편(28)을 채취하여, －40℃에서 샤르피 충격 시험(Charpy impact test)을 행했다. 그 결과를 표 6에 아울러 나타낸다. 도 2에 샤르피 충격 시험편(28)의 채취 위치(강판 표면으로부터 판두께 방향으로 2㎜)를 나타낸다. 또한, 노치(29)는, 모재(母材)(HAZ 포함)와 용접 금속이 1:1의 비율로 존재하는 위치로 했다.

표 5 중의 전극간 거리는, 선행하는 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)과 가스 시일드 아크 용접의 제2 전극(13)과의 간격, 가스 시일드 아크 용접의 제2 전극(13)과 가스 시일드 아크 용접의 제3 전극(14)과의 간격, 가스 시일드 아크 용접의 제3 전극(14)과 가스 시일드 아크 용접의 제4 전극(15)과의 간격을 가리킨다. 표 6 중의 전극간 거리는, 선행하는 가스 시일드 아크 용접의 최후미의 전극과, 후행의 서브 머지드 아크 용접의 서브 머지드 제1 전극(16)과의 간격을 가리킨다.

또한, 표 5 중의 강판의 두께(4)는 표 4에 대응하고, 각각의 개선의 치수는 표 4에 나타내는 대로이다. 표 5, 6 중의 와이어 지름은 표 3에 대응하고, 각각의 용접용 와이어의 성분은 표 3에 나타내는 대로이다.

발명예는, 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)으로 사용하는 용접용 와이어(33)의 와이어 지름과 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)의 전류 밀도가, 본 발명의 범위를 만족하는 예이다. 표 6으로부터 분명한 바와 같이, 발명예(즉 용접 번호 1∼3)는, 강판(1)의 강도나 성분을 감안하면, 매우 양호한 인성을 갖고 있었다.

비교예 중 용접 번호 4는, 가스 시일드 아크 용접에서 사용한 용접용 와이어(33)의 와이어 지름이 1.2㎜였기 때문에, 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)의 전류 밀도는 충분했지만, 용접 전류가 저하되어 용입 깊이가 감소했다. 그 때문에, 서브 머지드 아크 용접의 입열을 분할할 수 없어, HAZ의 인성이 저하했다. 또한, 서브 머지드 아크 용접의 제1 전극(16)의 전류 밀도가 부족했기 때문에, 용접 금속에 용접 결함이 발생했다.

비교예 중 용접 번호 5는, 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)의 전류 밀도가 부족했기 때문에, 용입 깊이가 감소했다. 그 때문에, 서브 머지드 아크 용접을 적정한 조건으로 행해도, HAZ의 인성이 저하했다.

발명예의 용접 번호 6은, 양호한 HAZ 인성이 얻어졌다. 그러나, 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)과 제2 전극(13)의 전극간 거리가 35㎜로 길기 때문에, 근소하지만 작은 블로홀이 인정되었다.

발명예의 용접 번호 7은, 양호한 HAZ 인성이 얻어졌다.

다음으로, 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)과 가스 시일드 아크 용접의 제2 전극(13)을 모두 역극성으로 하여, 용접 번호 1과 동일한 조건으로 강판(1)의 용접을 행했다. 그 경우는, 가스 시일드 아크 용접에 있어서의 아크(25)가 불안정해졌다. 그 때문에, 서브 머지드 아크 용접에서는 문제가 발생하지 않았음에도 불구하고, 용접 금속(21)에 블로홀이 인정되었다.

또한, 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)과 가스 시일드 아크 용접의 제2 전극(13)을 모두 역극성으로 하고, 그리고 펄스 전원을 사용하여 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)의 피크 전류와 가스 시일드 아크 용접의 제2 전극(13)의 피크 전류를 시간적으로 엇갈리게 하여, 용접 번호 1과 동일한 조건으로 강판(1)의 용접을 행했다. 그 경우는, 가스 시일드 아크 용접에 있어서의 아크(25)는 안정되어 있어, 용접 금속(21)에 블로홀은 발생하지 않았다.

<실시예 2>

표 1에 나타내는 성분의 강판을 맞대어 용접을 행했다. 개선 형상은 도 1에 나타내는 대로이며, 개선 각도(5 및 6), 개선 깊이(7 및 8), 개선 면적(9 및 10), 루트 페이스(11)를 표 4에 나타낸다. 강판(1)의 두께(4)는 25㎜, 33㎜, 38㎜로 했다. 두께(4)가 상이한 3종류의 강판(1)의 항복 강도는 620∼650㎫, 인장 강도는 710∼740㎫였다.

백 사이드(2)의 용접에는 본 발명을 적용하지 않고, 3 전극의 서브 머지드 아크 용접을 행했다. 그 용접 조건을 표 2에 나타낸다. 용접용 와이어는, 표 3에 나타내는 것 중, 와이어 지름이 4.0㎜의 용접용 와이어를 사용했다. 플럭스는, CaO-CaF₂-SiO₂-Al₂O₃를 주성분으로 하는 염기성의 용융형의 플럭스를 사용했다.

피니싱 사이드(3)에는 본 발명을 적용하여, 가스 시일드 아크 용접과 서브 머지드 아크 용접을 병용하여 1 패스의 용접을 행했다. 선행하는 가스 시일드 아크 용접의 용접 조건을 표 7에 나타내고, 후행의 서브 머지드 아크 용접의 용접 조건을 표 8에 나타낸다. 또한, 가스 시일드 아크 용접에서는, 시일드 가스로서 100％ CO₂를 유량 25liter/분으로 사용하여, 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)을 역극성, 가스 시일드 아크 용접의 제2 전극(13)을 정극성으로 했다. 용접이 종료된 후, 실시예 1과 동일하게, 피니싱 사이드(3)의 HAZ(30)로부터 시험편(28)을 채취하여, －40℃에서 샤르피 충격 시험을 행했다. 그 결과를 표 8에 아울러 나타낸다.

표 7 중의 전극간 거리는, 선행하는 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)과 가스 시일드 아크 용접의 제2 전극(13)과의 간격, 가스 시일드 아크 용접의 제2 전극(13)과 가스 시일드 아크 용접의 제3 전극(14)과의 간격, 가스 시일드 아크 용접의 제3 전극(14)과 가스 시일드 아크 용접의 제4 전극(15)과의 간격을 가리킨다. 표 8 중의 전극간 거리는, 선행하는 가스 시일드 아크 용접의 최후미의 전극과, 후행의 서브 머지드 아크 용접의 제1 전극과의 간격을 가리킨다.

또한, 표 7 중의 강판의 두께(4)는 표 4에 대응하고, 각각의 개선의 치수는 표 4에 나타내는 대로이다. 표 7, 8 중의 와이어 지름은 표 3에 대응하고, 각각의 용접용 와이어의 성분은 표 3에 나타내는 대로이다.

발명예는, 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)으로 사용하는 용접용 와이어(33)의 와이어 지름과 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)의 전류 밀도가, 본 발명의 범위를 만족하는 예이다. 표 8로부터 분명한 바와 같이, 발명예(즉 용접 번호 8∼10, 13, 14)는, 강판(1)의 강도나 성분을 감안하면, 매우 양호한 인성을 갖고 있었다.

비교예 중 용접 번호 11은, 가스 시일드 아크 용접에서 사용한 용접용 와이어(33)의 와이어 지름이 1.2㎜였기 때문에, 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)의 전류 밀도는 충분했지만 , 용접 전류가 저하되어 용입 깊이가 감소했다. 그 때문에, 서브 머지드 아크 용접의 입열을 분할할 수 없어, HAZ의 인성이 저하했다. 또한, 서브 머지드 아크 용접의 제1 전극(16)의 전류 밀도가 부족했기 때문에, 용접 금속에 용접 결함이 발생했다.

비교예 중 용접 번호 12는, 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)의 전류 밀도가 부족했기 때문에, 용입 깊이가 감소했다. 그 때문에, 서브 머지드 아크 용접을 적정한 조건으로 행해도, HAZ의 인성이 저하했다.

발명예의 용접 번호 13은, 양호한 HAZ 인성이 얻어졌다. 그러나, 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극(12)과 제2 전극(13)의 전극간 거리가 35㎜로 길기 때문에, 블로홀의 발생이 근소하게 인정되었다.

강판을 용접하는데 있어서 HAZ(30)의 인성 열화를 방지하고, 그리고 시공 능률이 우수한 복합 용접 방법 및 복합 아크 용접기를 얻을 수 있어, 산업상 현격한 효과를 나타낸다.

1 : 강판
2 : 백 사이드
3 : 피니싱 사이드
4 : 강판의 두께
5, 6 : 개선 각도(groove angle)
7, 8 : 개선 깊이
9, 10 : 개선 면적
11 : 루트 페이스(root face)
12 : 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극의 용접 와이어
13 : 가스 시일드 아크 용접의 제2 전극의 용접 와이어
14 : 가스 시일드 아크 용접의 제3 전극의 용접 와이어
15 : 가스 시일드 아크 용접의 제4 전극의 용접 와이어
16 : 서브 머지드 아크 용접의 제1 전극의 용접 와이어
17 : 서브 머지드 아크 용접의 제2 전극의 용접 와이어
18 : 서브 머지드 아크 용접의 제3 전극의 용접 와이어
19 : 서브 머지드 아크 용접의 제4 전극의 용접 와이어
20 : 백 사이드의 용접 금속
21 : 가스 시일드 아크 용접의 용접 금속
22 : 피니싱 사이드의 용접 금속
23 : 용융 메탈(용융지)
24 : 가스
25 : 아크
26 : 개선 바닥
27 : 개선 에지
28 : 샤르피 충격 시험편
29 : 노치
30 : 용접열 영향부(HAZ)
31 : 가스 시일드 아크 용접 전극(electrode)
32 : 서브 머지드 아크 용접 전극
33 : 가스 시일드 아크 용접 와이어(wire)
34 : 서브 머지드 아크 용접 와이어
35 : 서브 머지드 아크 용접 플럭스 호퍼(hopper)
36 : 플럭스(flux)
37 : 피용접체(work)
38 : 반송 대차(carriage)

Claims

강판의 맞댐부에 가스 시일드 아크 용접을 행하고, 상기 가스 시일드 아크 용접의 후방에서 서브 머지드 아크 용접을 행하는 복합 용접 방법에 있어서,
상기 가스 시일드 아크 용접의 열량을 강판의 판두께 방향 깊은 곳에 투입하고, 상기 서브 머지드 아크 용접의 열량을 강판의 표층측에 투입하여, 상기 가스 시일드 아크 용접에서 형성된 용접 금속 상방을 상기 서브 머지드 아크 용접으로 재용융시키기 위하여,
상기 가스 시일드 아크 용접을 2 전극 이상으로 행함과 함께 상기 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극으로 와이어 지름 1.4㎜ 이상의 용접용 와이어를 사용하고 그리고 상기 제1 전극의 전류 밀도를 320A/㎟ 이상으로 하는 것을 특징으로 하는 복합 용접 방법.
제1항에 있어서,
상기 가스 시일드 아크 용접의 최후미의 전극과 상기 서브 머지드 아크 용접의 제1 전극과의 전극간 거리를 40∼100㎜로 하는 것을 특징으로 하는 복합 용접 방법.
제1항에 있어서,
상기 서브 머지드 아크 용접을 2 전극 이상으로 행함과 함께 상기 서브 머지드 아크 용접의 제1 전극의 전류 밀도를 75A/㎟ 이상으로 하는 것을 특징으로 하는 복합 용접 방법.
제1항 내지 제3항 중 어느 한 항에 있어서,
상기 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극과 제2 전극과의 전극간 거리를 30㎜ 이하로 하는 것을 특징으로 하는 복합 용접 방법.
제1항 내지 제3항 중 어느 한 항에 있어서,
상기 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극과 제2 전극을 상이한 극성으로 설정하는 것을 특징으로 하는 복합 용접 방법.
제1항 내지 제3항 중 어느 한 항에 있어서,
상기 가스 시일드 아크 용접의 제1 전극과 제2 전극에 각각 펄스 전원을 사용하여, 상기 제1 전극의 피크 전류와 상기 제2 전극의 피크 전류를 시간적으로 어긋나게 하여 공급하는 것을 특징으로 하는 복합 용접 방법.
제1항 내지 제3항 중 어느 한 항에 있어서,
상기 서브 머지드 아크 용접의 제1 전극에 대한 제2 전극의 전류비를 0.6∼0.8로 하는 것을 특징으로 하는 복합 용접 방법.
동일 용접선 상에서 가스 시일드 아크 용접기를 선두에 배치하고, 상기 가스 시일드 아크 용접기의 후방에 서브 머지드 아크 용접기를 배치한 복합 용접기에 있어서,
상기 가스 시일드 아크 용접의 열량을 강판의 판두께 방향 깊은 곳에 투입하고, 상기 서브 머지드 아크 용접의 열량을 강판의 표층측에 투입하여, 상기 가스 시일드 아크 용접에서 형성된 용접 금속 상방을 상기 서브 머지드 아크 용접으로 재용융시키기 위하여,
상기 가스 시일드 아크 용접기가 2 전극 이상을 갖고, 상기 가스 시일드 아크 용접기의 제1 전극의 와이어 지름이 1.4㎜ 이상이고, 그리고 상기 제1 전극의 전류 밀도가 320A/㎟ 이상인 복합 아크 용접기.
제8항에 있어서,
상기 가스 시일드 아크 용접기의 최후미의 전극과 상기 서브 머지드 아크 용접기의 제1 전극과의 전극간 거리가 40∼100㎜인 복합 아크 용접기.
제8항에 있어서,
상기 서브 머지드 아크 용접기가, 2 전극 이상을 갖고, 상기 서브 머지드 아크 용접의 용접기의 제1 전극의 전류 밀도가 75A/㎟ 이상인 복합 아크 용접기.
제8항 내지 제10항 중 어느 한 항에 있어서,
상기 가스 시일드 아크 용접기의 제1 전극과 제2 전극과의 전극간 거리가, 30㎜ 이하인 복합 아크 용접기.
제8항 내지 제10항 중 어느 한 항에 있어서,
상기 가스 시일드 아크 용접기의 제1 전극과 제2 전극이, 상이한 극성인 복합 아크 용접기.
제8항 내지 제10항 중 어느 한 항에 있어서,
상기 가스 시일드 아크 용접기의 제1 전극과 제2 전극의 전원이, 각각 펄스 전원이며, 상기 제1 전극의 피크 전류와 상기 제2 전극의 피크 전류가 시간적으로 어긋나 있는 복합 아크 용접기.
제8항 내지 제10항 중 어느 한 항에 있어서,
상기 서브 머지드 아크 용접기의 제1 전극에 대한 제2 전극의 전류비가 0.6∼0.8인 복합 아크 용접기.