JP4782979B2

JP4782979B2 - 溶接方法

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Publication number: JP4782979B2
Application number: JP2003096770A
Authority: JP
Inventors: 裕木村; 裕治五十嵐
Original assignee: Taiyo Nippon Sanso Corp
Current assignee: Taiyo Nippon Sanso Corp
Priority date: 2003-03-31
Filing date: 2003-03-31
Publication date: 2011-09-28
Anticipated expiration: 2023-03-31
Also published as: EP1464438A1; JP2004298944A; US7208695B2; TW200510106A; CA2462176A1; KR20040084990A; US20040188391A1; TWI302118B

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、オーステナイト系ステンレス鋼のＴＩＧ溶接法に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
半導体製造などで用いられるガスを製造装置等に供給する配管としては、一般にステンレス鋼製の配管が用いられている。
配管の溶接には、非消耗電極式アーク溶接、例えば、溶加材を用いない自動ティグ溶接法によるＩ形突合せ溶接が広く用いられている。シールドガスとしては、Ａｒと数パーセントのＨ_２とを含む混合ガスや、純Ａｒが用いられている。
配管の溶接部は、配管の表面に対し凹凸をなす形状とならないことが望ましい。特に、溶接部の配管内壁面側においては、溶接部の裏波ビードが配管内壁面に対し凹凸を形成せず、しかもビード幅が適切な範囲にあることが重要とされている。
例えばＩ形突合せ溶接にあたって、溶接時の入熱が過剰になると、溶融量が過剰となり、溶接部が大きく広がり、下向き溶接の場合、重力の影響などにより裏波が配管面に対し突出した形状になる。この場合には、溶接金属からヒュームと呼ばれる極微粒の金属粉が配管内に放出されることになり、パーティクルによる供給ガスの汚染が起こりやすくなる。
また、溶接部には、耐食性が低い溶接金属と熱影響部が存在するため、溶融量が過剰となった場合には、広い範囲で腐食が発生するという問題もあった。
【０００３】
また、溶接の入熱量不足や、電極の消耗によるアーク安定性の低下、または人的ミスによる溶接の狙いずれが生じた場合には、突合せ部が配管内壁面まで完全に溶融されなくなり、配管の突合せ部間のクリアランスにより凹部が形成されることがある。
この場合には、上記凹部がデッドスペースとなり、ここに塵埃パーティクルが堆積し、堆積したパーティクルが供給ガスに同伴され、汚染の原因となるという問題が生じる。
さらには、この凹部に存在する空気は、ガス置換がされにくく、不純物ガスとして供給ガスを汚染するという問題もあった。
また、供給ガスが、半導体製造等に用いられる腐食性ガスである場合には、上記凹部における隙間腐食が促進され、この隙間腐食により生じた金属腐食生成物が剥離し、供給ガスを汚染するという問題もある。さらに、凹部によって、配管の機械的強度が低下するという問題もある。
このため、溶接が良好に行われているかどうかを確認することを目的として、溶接部を検査する方法が提案されている（例えば特許文献１を参照）。
【０００４】
【特許文献１】
特開２００１−０７４７１２号公報
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】
溶接部の検査を実施すれば配管の信頼性を高めることができるが、検査は上記問題の抜本的な解決にはならないため、溶接の不具合そのものを防止する方法が要望されていた。
突合せ部の完全溶融を阻害する要因としては、溶接の入熱量不足や、電極の消耗によるアーク安定性の低下、人的ミスによる溶接の狙いずれなどの他に、溶接時に溶融池表面に形成されるスラグに起因するビード直進性の悪化を挙げることができる。
ビード直進性が悪化すると、たとえ溶接の狙い位置を正確に突合せ部に合わせても、ビードの中心位置が突合せ部から離れ、突合せ部の配管内壁面が完全溶融されなくなることがある。
ビード直進性の悪化は、配管径が２０ｍｍ以上、肉厚が１．２ｍｍ以上３ｍｍ以下である場合に起こりやすい。また、使用する溶接電流が１００Ａ以下の低電流域にある場合に、ビード直進性は悪化しやすい。
【０００６】
溶接電流が低い場合には、アークが不安定になりやすいことが知られており、アークの安定性改善には、周期的に溶接電流を高い値に設定するパルス溶接法が有効である。パルス溶接を採用することによって、ビードの直進性はある程度改善される。
しかしながら、この方法によって溶接不具合を完全に防ぐのは難しかった。
また、溶接電流をパルス化すると、裏ビード幅に対し、表ビード幅が広くなってしまう傾向があり、溶融部分が不必要に大きく形成されてしまうばかりか、溶接条件の設定方法が複雑になることや、配管の外面観察からでは発見できない突合せ部の残存欠陥が発生しやすくなる問題も生じる。
【０００７】
ビード直進性悪化の対策としては、溶接速度を速くし、溶接電流を高めることが考えられるが、溶接速度や溶接電流を高めると、溶込み形状悪化、例えばアンダーカットや凹み量の増大などが生じやすくなる。
また、開先形状をＶ形やＵ形としルート面高さを可能な限り小さくすれば、突合せ部の残存欠陥が生じにくくなる。しかしながら、この場合には、溶加材を添加できる高価な自動溶接機が必要となるため、コスト面で不利となり、溶接方法も煩雑になる。また、開先加工時の油分やパーティクルなどに起因して、配管内の汚染が発生しやすくなる問題もある。
【０００８】
ビード直進性悪化の対策としては、直進性が悪化しても突合せ部を溶接できるようにビード幅を大きくするか、手動溶接を採用することも考えられる。
しかしながら、ビード幅を大きくする場合には、溶接品質の悪化を招き、手動溶接を採用する場合には、作業に手間がかかり溶接効率が低下する問題があった。
ビード直進性の悪化には、溶融池に生成するスラグが関与している可能性がある。スラグ発生を防ぐには、スラグ成分の含有量を低減した材料からなる配管を用いることが考えられる（例えば特開平７−１９７２０３号公報、特開２００２−２２０６１８号公報を参照）。
しかしながら、上記材料からなる配管を用いた場合でも、上述のような溶接条件や配管形状では、十分な効果は得られなかった。
以上のように、既存の技術では、溶接不具合を完全に防ぐのは困難であった。
【０００９】
本発明は上記事情に鑑みなされたもので、ステンレス鋼を溶接するにあたり、溶接効率を低下させず、しかも低コストで溶接不具合が発生するのを防ぐことができる溶接方法を提供することを目的とする。
【００１０】
【課題を解決するための手段】
本発明者は、シールドガスの成分とその組成に着目し、ビード直進性を改善できることを見出した。本発明は、この知見に基づいてなされたものである。
本発明の溶接方法は、被溶接材として、Ｃａ濃度が１ｗｔ．ｐｐｍ以上であり、さらに、Ａｌ濃度１０ｗｔ．ｐｐｍ以上、Ｓｉ濃度０．３ｗｔ．％以上のうち一方または両方を満たすとともに、下記式（１）の関係を満たすオーステナイト系ステンレス鋼からなる配管を、溶接電流１００Ａ以下及び／又は溶接速度５０〜１５０ｍｍ／ｍｉｎとしたＴＩＧ溶接にて溶接する際、アルゴンと窒素ガスとヘリウムガスとを含有し、窒素ガスの濃度が１ｖｏｌ％以上６５ｖｏｌ％未満であり、ヘリウムガスの濃度が３５〜９５ｖｏｌ％であるシールガスを用いるものである。
０．４２≦１０００×［Ｃａ濃度（ｗｔ．％）］＋２０×［Ａｌ濃度（ｗｔ．％）］＋［Ｓｉ濃度（ｗｔ．％）］・・・（１）
このシールドガスは、窒素ガスとヘリウムガスとの合計濃度が３５〜９５ｖｏｌ％であってもよい。
本発明では、配管の厚さが、１．２〜３ｍｍであることが好ましい。
本発明の溶接方法は、固定管溶接に適用でき、管の外径が、２０ｍｍ以上であることが好ましい。
【００１１】
【発明の実施の形態】
本発明の溶接方法では、周知のＴＩＧ溶接法によって被溶接材を溶接する。
本発明では、電極と、シールドガス供給機構とを備えた溶接トーチを用い、前記供給機構からのシールドガスを被溶接材に向けて流しつつ、前記電極を用いてアーク溶接を行う方法を採用することができる。
【００１４】
本発明では、アルゴンと窒素ガスとヘリウムガスとを含有し、窒素ガスの濃度が１ｖｏｌ％以上６５ｖｏｌ％未満、ヘリウムガスの濃度が３５〜９５ｖｏｌ％である溶接用シールドガスを用いる。
窒素ガス濃度は５ｖｏｌ％以上とするのがより好ましく、５０ｖｏｌ％以下とするのがより好ましい。
窒素ガスまたはヘリウムガスの濃度が上記範囲未満であると、ビード直進性を高める効果が低下する。窒素ガスまたはヘリウムガスの濃度が上記範囲を越えると、クレータ処理（終了処理）不良や溶接割れが発生しやすくなる。また溶接開始時のアーク点弧性が低下する。
【００１５】
本発明の溶接方法は、ステンレス鋼からなる被溶接材を対象とする。特に、被溶接材として、オーステナイト系ステンレス鋼からなる配管に適用される。
被溶接材としては、Ｃａ濃度が１ｗｔ．ｐｐｍ以上であるオーステナイト系ステンレス鋼を挙げることができる。
被溶接材のＣａ濃度が上記範囲にある場合には、Ｃａを含むスラグが生成しやすく、このスラグがビード直進性悪化の原因となるおそれがある。本発明を適用することにより、Ｃａ濃度が上記範囲にある場合でも、スラグの形成を抑え、優れたビード直進性を得ることができる。
オーステナイト系ステンレス鋼からなる配管では、Ｃａ濃度が１ｗｔ．ｐｐｍ以上であり、さらに、Ａｌ濃度１０ｗｔ．ｐｐｍ以上、Ｓｉ濃度０．３ｗｔ．％以上のうち一方または両方を満たす場合に、ビード直進性が悪化しやすい。
本発明を適用すれば、これらの濃度が上記範囲にある場合でも、スラグの形成を抑え、優れたビード直進性を得ることができる。
なお、本発明は、Ｃａ濃度１ｗｔ．ｐｐｍ以上、Ａｌ濃度１０ｗｔ．ｐｐｍ以上、Ｓｉ濃度０．３ｗｔ．％以上のうち少なくとも１つを満たすオーステナイト系ステンレス鋼に適用することもできる。
【００１６】
被溶接材の形態としては、配管（管状体）、板材等を挙げることができる。特に、配管に対して本発明を適用するのが好ましい。
本発明の溶接方法は、固定管溶接に適用する場合に顕著な効果を奏する。
固定管溶接とは、被溶接材が他の被固定物（建造物や他の配管等）に対し固定されているため溶接時に動かすことができない場合などにおいて、被溶接材を動かさず、溶接トーチ等を移動させつつ溶接を行う方式をいう。
固定管溶接では、通常、溶接トーチ等を配管に対し周回させ、アークを配管に対し周方向に移動させつつ溶接を行う（円周溶接）。
固定管溶接は、配管サポート等を介して被固定物（建造物等）に固定された配管の溶接や、溶接条件設定のためのテストピース作成などの、自動溶接機を用いた溶接に採用される。
固定管溶接では、溶接姿勢を任意に選択することができず、溶接不具合が起こりやすいが、本発明を適用することにより、これを防ぐことができる。
本発明は、水平に設置された水平固定管、または鉛直に設置された鉛直固定管を対象とすることができる。
特に、水平固定管では、溶接過程で溶接姿勢が変化するため、溶接部の溶け込み形状が不安定となりやすいが、本発明を適用することにより、溶接部の溶け込み形状が変動するのを防ぎ、溶接不具合を防ぐことができる。
なお、本発明の溶接方法は、回転管溶接に適用することもできる。回転管溶接とは、溶接トーチ等を移動させず、配管を周方向に回転させつつ溶接を行う方式をいう。
【００１７】
本発明の溶接方法は、被溶接材として、厚さが３ｍｍ以下（特に１．２ｍｍ以上３ｍｍ以下）であるオーステナイト系ステンレス鋼からなる配管に適用する場合に、顕著な効果を発揮する。
被溶接材の厚さがこの範囲にある場合には、溶接電流が比較的低く設定されるためアークが不安定となりビード直進性が低下しやすいが、本発明を適用することにより、このような場合でもビード直進性を改善できる。
また、上記ビード直進性の低下は、配管径（外径）が２０ｍｍ以上である場合に起こりやすいため、本発明の効果は、配管径が上記範囲にある配管を対象とする場合に顕著となる。
【００１８】
また、比較的薄い被溶接材（例えば厚さ３ｍｍ以下）を対象とする場合などには、通常、溶加材を用いない溶接方法が採用される。溶加材を用いない溶接方法では、溶接電流が比較的低く設定されるためアークが不安定となりビード直進性が低下しやすいが、本発明を適用することにより、このような場合でもビード直進性を改善できる。
【００１９】
溶接時における溶接電流は、特に限定されないが、本発明の溶接方法は、溶接電流を１００Ａ以下とした場合に顕著な効果を奏する。
溶接電流が上記範囲にある場合には、アークが不安定となりビード直進性が低下しやすいが、本発明を適用することにより、溶接電流が低い場合でもビード直進性を改善できる。
【００２０】
溶接速度は、低すぎれば溶接効率が低下し、高すぎればビード直進性が悪化しやすくなる。このため、溶接速度は、５０〜１５０ｍｍ／ｍｉｎ（好ましくは７０〜１２０ｍｍ／ｍｉｎ）とするのが好適である。
【００２１】
本発明の溶接方法は、作業者の手作業による手動溶接法を採用してもよいが、溶接トーチ等を駆動手段（モータ等）を用いて移動させつつ溶接を行う自動溶接法を採用する場合に、顕著な効果を奏する。
自動溶接法では、溶接の過程で状況に応じて溶接条件を修正するのが難しく、ビード直進性が低下した場合に直ちにこれを修正するのは容易でない。
本発明を適用することによりビード直進性を改善できるため、自動溶接法を採用する場合でも溶接不具合の発生を防ぐことができる。
【００２２】
本発明の溶接方法は、溶接金属中のＣａ総量、すなわち溶接開始から当該時点までに得られた溶接金属に含まれるＣａの総量が、２０μｇ以上（特に３０μｇ以上）となった場合に、顕著な効果を奏する。
溶接金属中のＣａ総量が上記範囲となると、Ｃａを主成分とするスラグで溶融池表面が覆われ、ビード直進性が低下しやすいが、本発明を適用することにより、溶接金属中のＣａ総量が上記範囲となった場合でも、スラグの形成がほとんど認められなくなり、優れたビード直進性を得ることができる。
【００２３】
本発明では、上記アルゴン−窒素ガス−ヘリウムガスの混合ガス（窒素濃度１ｖｏｌ％以上６５ｖｏｌ％未満、ヘリウム濃度３５〜９５ｖｏｌ％）を用いるので、特殊な装置や材料を用いることなく、容易にビード直進性を改善することができる。
従って、溶接効率を低下させず、かつ低コストで溶接不具合の発生を防ぐことができる。
【００２４】
上記アルゴン−窒素ガス−ヘリウムガスからなる混合ガスを用いた場合に、ビード直進性を改善できる理由は明らかでないが、溶接試験においてアークを観察した結果、次の点が推測できる。
従来のシールドガスを用いた場合には、被溶接材に含まれるＣａ、Ａｌ、Ｓｉ等を含む低導電性のスラグが溶融池表面に生成し、溶接の進行と共にスラグが大きくなることによってアーク放電が妨げられ、アークが不安定となり、その結果、アークが突合せ部から大きく外れた位置に達するようになり、これによってビード直進性が悪化していることが観察された。
上記混合ガスによってビード直進性が改善されるのは、この混合ガスによって、スラグが溶接金属中に溶融するか、またはヒュームとして被溶接材から放出されやすくなり、その結果、スラグが生成しにくくなり、アークが安定化されたためであると考えることができる。
【００２５】
上記混合ガスは、安価な窒素ガスを含むため、不活性ガス単体からなるシールドガス（例えば純Ａｒ）や、ヘリウムガスを含む不活性ガスのみからなる混合ガスを用いる場合に比べ、低コスト化が可能となる。
また、溶接過程で溶接姿勢が変化する固定管溶接では、溶接部の溶け込み形状が不安定となりやすいが、上記混合ガスの使用により、ビード直進性だけでなく、溶接部の溶け込み形状を改善できる。従って、溶接不具合の発生を防ぐことができる。
【００２６】
（試験例１）
ＳＵＳ３１６Ｌ製ステンレス鋼管（公称外径８９．１ｍｍ、公称肉厚２．１ｍｍ）に対して、溶加材を用いない自動ティグ溶接を周方向に沿って行った。
ここで用いられたステンレス鋼管のＣａ濃度は１ｗｔ．ｐｐｍであり、Ａｌ濃度は２０ｗｔ．ｐｐｍであり、Ｓｉ濃度は０．３４ｗｔ．％であった。溶接速度は８９ｍｍ／ｍｉｎとし、溶接電流は一定値（６２Ａ）とし、溶接姿勢を下向きとし、被溶接材である配管を周方向に回転させつつ溶接を行う回転管溶接を行った。シールドガスとしては、純Ａｒを用いた。
溶接部の外観を図１に示す。この図は溶接した管を板状に広げて撮影したものである。図１より、ビードが蛇行した状態となったことがわかる。
【００２７】
（試験例２）
溶接電流をパルス化するとともに、溶接速度を１７８ｍｍ／ｍｉｎとしてステンレス鋼管の突合せ溶接を行った。平均溶接電流は１２０Ａとした。その他の条件は試験例１に準じた。
試験例１と同様に、シールドガスとしては、純Ａｒを用いた。
溶接部の外観を図２に示す。溶接部の断面を図３に示す。
図２（ａ）に示すように、試験例１に比べビードの直進性はやや改善された。しかしながら、図２（ｂ）に符号Ａで示すように、ビードが突合せ部からずれることにより突合せ部が完全溶融されない部分が認められた。
図３に示すように、この溶接部においては、裏ビード（下面側）幅に対して表ビード（上面側）幅が極めて広く、さらにビード中心部には凹部が形成されており、好ましい溶け込み形状ではなかった。
【００２８】
（試験例３）
試験例１と同様に、溶接速度は８９ｍｍ／ｍｉｎとし、溶接電流は一定値（６２Ａ）としてステンレス鋼管の溶接を行った。溶接終了時には、溶接電流を徐々に低下させるクレータ処理（終了処理）を行った。その他の条件は試験例１に準じた。
シールドガスとしては、Ａｒ−Ｎ_２混合ガスを用いた。
溶接部の外観を図４に示す。比較のため、シールドガスとして純Ａｒを用いた場合（窒素ガス濃度０ｖｏｌ％）の溶接部の外観も併せて示す。図中「濃度」はシールドガス中のＮ_２濃度を示す。
図４に示すように、シールドガス中のＮ_２濃度を０．５ｖｏｌ％とした場合には、窒素ガス濃度０ｖｏｌ％の場合と同様に、ビードの蛇行が観察された。
これに対し、窒素濃度を１ｖｏｌ％以上（特に５ｖｏｌ％以上）とした場合には、直進性に優れたビードが得られた。
【００２９】
図５は、シールドガスのＮ_２濃度を５０ｖｏｌ％としたときの溶接部の断面を示すものである。
図５より、この溶接部においては、裏ビード幅と表ビード幅との差が小さく、好ましい溶け込み形状が得られたことがわかる。
【００３０】
図６は、シールドガスのＮ_２濃度を５０ｖｏｌ％としたときの溶接終了位置における溶接部の外観を示すものであり、図７は、シールドガスのＮ_２濃度を６０ｖｏｌ％としたときの溶接部の外観を示すものである。
図６および図７より、シールドガスのＮ_２濃度が６０ｖｏｌ％である場合に比べ、Ｎ_２濃度が５０ｖｏｌ％である場合には、溶接部に凹凸がほとんど形成されておらず、良好なクレータ処理（終了処理）が可能であったことがわかる。
【００３１】
シールドガス中のＮ_２濃度を１００ｖｏｌ％とした場合には、溶接開始時にアークが不安定となり、３回の試行のうち２回でアークが点弧しなかった。
これに対し、Ｎ_２濃度を９５ｖｏｌ％とした場合には、３回の試行のいずれにおいてもアークは良好に点弧した。
【００３２】
これらの試験結果より、Ｎ_２濃度が１〜９５ｖｏｌ％であるＡｒ−Ｎ_２混合ガスをシールドガスとして用いた場合には、ビード直進性を改善することができ、しかもアークは良好に点弧したことがわかる。
また、シールドガスのＮ_２濃度は、５ｖｏｌ％以上とするとビード直進性がさらに良好となることがわかった。またＮ_２濃度を５０ｖｏｌ％以下とするとクレータ処理（終了処理）を良好に行うことができたことがわかった。
【００３３】
（試験例４）
シールドガスとして、ＡｒとＨｅとの混合ガスを用いること以外は試験例３に準じて溶接を行った。
溶接部の外観を図８に示す。図中「濃度」はシールドガス中のＨｅ濃度を示す。
図８に示すように、シールドガス中のＨｅ濃度を３０ｖｏｌ％以下とした場合には、ビードの蛇行が観察された。
これに対し、Ｈｅ濃度を３５ｖｏｌ％以上とした場合には、直進性に優れたビードが得られた。
【００３４】
図９は、シールドガスのＨｅ濃度を５０ｖｏｌ％としたときの溶接部の断面を示すものである。
図９より、この溶接部においては、裏ビード幅と表ビード幅との差が小さく、好ましい溶け込み形状が得られたことがわかる。
【００３５】
シールドガス中のＨｅ濃度を１００ｖｏｌ％とした場合には、溶接開始時にアークが不安定となり、３回の試行のうち２回でアークが点弧しなかった。
これに対し、Ｈｅ濃度を９５ｖｏｌ％とした場合には、３回の試行のいずれにおいてもアークは良好に点弧した。
【００３６】
これらの試験結果より、Ｈｅ濃度が３５〜９５ｖｏｌ％であるＡｒ−Ｈｅ混合ガスをシールドガスとして用いた場合には、ビード直進性を改善することができ、しかもアークの点弧が良好であったことがわかる。
【００３７】
（試験例５）
ステンレス鋼管に対して、水平固定管円周自動ティグ溶接を行った。
シールドガスとしては、純Ａｒ、またはＡｒ−Ｎ_２混合ガス（Ｎ_２濃度５０ｖｏｌ％）を用いた。溶接電流は一周同一条件とした。その他の条件は試験例１に準じた。
水平固定管溶接では、溶接の過程で溶接姿勢が変化するため、溶融池のスラグ位置も変化し、アークが不安定となりやすい。
このため、シールドガスにＡｒを用いた場合には、溶接電流を一周同一条件とする条件では、ビード幅が安定せず、部分的に溶け込みが不十分となった（図１０（ａ）を参照）。
これに対し、Ａｒ−Ｎ_２混合ガスを用いた場合には、ビード幅がほぼ一定となり、溶け込みの安定性に優れていた（図１０（ｂ）を参照）。
これらの図より、Ａｒ−Ｎ_２混合ガスを用いた場合には、溶接電流を一周同一条件（溶接全過程にわたって一定）とする単純な条件においても、ビードの直進性、溶け込み形状などの点で優れた結果が得られたことがわかる。
【００３８】
（試験例６）
外径６０．５ｍｍ、肉厚１．６５ｍｍのＳＵＳ３１６Ｌステンレス鋼管（被溶接材）に対して、シールドガスとしてＡｒを用いて溶接を行った。その他の条件は試験例１に準じた。
表１は、被溶接材の成分と、溶接金属表面に見られたスラグ成分を分析した結果である。母材（被溶接材）中のＣａ、Ａｌ、Ｓｉ濃度は極めて低いが、スラグ中にはこれらの成分が非常に多く濃縮されていた。母材と比した各成分の濃縮率は、Ｃａが４２０００倍、Ａｌが８５０倍、Ｓｉが４０倍であった。
特に、酸化力の強いＣａは、たとえ母材中の含有量が極微量であっても、スラグ形成の原因となり、溶接性に悪影響を及ぼす。
【００３９】
【表１】

【００４０】
図１１は、突合せ部からのビード中心のずれ量（管軸方向のずれ量）を溶接過程にわたって調べた結果である。横軸は、溶接金属中のＣａ総量、すなわち溶接開始から当該時点までに得られた溶接金属の総量に、このステンレス鋼管のＣａ濃度を乗じた値を示す。縦軸は、ビードの中心が突合せ部に対し管軸方向にずれた量を示す。ずれ量は、管軸方向の一方にずれた場合にプラスの値とし、他方にずれた場合にマイナスの値として示した。
図１１に示すように、溶接金属中のＣａ総量が２０μｇ以上（特に３０μｇ以上）となった場合に、ビードのずれが大きくなっていることがわかる。
【００４１】
これに対し、Ａｒ−Ｎ_２混合ガス（Ｎ_２濃度１〜９５ｖｏｌ％）、Ａｒ−Ｈｅ混合ガス（Ｈｅ濃度３５〜９５ｖｏｌ％）、またはＡｒ−Ｎ_２−Ｈｅ混合ガス（Ｎ_２濃度１ｖｏｌ％以上６５ｖｏｌ％未満、Ｈｅ濃度３５〜９５ｖｏｌ％）を用いて溶接試験を行った場合には、ビードのずれはほとんど見られなかった。
【００４２】
Ｃａ、Ａｌ、Ｓｉの濃度が異なる複数の被溶接材を対象とした溶接試験の結果、ビード直進性等の点で本発明の溶接方法が効果的であるＣａ、Ａｌ、Ｓｉの濃度範囲の下限値は、それぞれ１ｗｔ．ｐｐｍ、１０ｗｔ．ｐｐｍ、０．３ｗｔ．％であることがわかった。
この試験結果より、上記シールドガスを用いた溶接方法は、被溶接材中の上記各成分濃度が以下に示す範囲にある場合に、ビード直進性等の点で顕著な効果があることがわかった。
【００４３】
０．４２≦１０００×Ｃａ濃度＋２０×Ａｌ濃度＋Ｓｉ濃度
（濃度の単位はいずれもｗｔ．％）
【００４４】
さらに、上記試験結果より、上記シールドガスを用いた溶接方法は、被溶接材中の上記各成分濃度が以下に示す範囲にある場合に、ビード直進性等の点で、よりいっそうの効果があることがわかった。
【００４５】
０．９０≦１０００×Ｃａ濃度＋２０×Ａｌ濃度＋Ｓｉ濃度
（濃度の単位はいずれもｗｔ．％）
【００４６】
【発明の効果】
本発明の溶接方法によれば、
（１）特殊な装置や材料を用いることなく、容易にビード直進性を改善することができる。従って、溶接効率を低下させず、かつ低コストで溶接不具合の発生を防ぐことができる。
（２）シールドガスが安価な窒素ガスを含むため、不活性ガス単体からなるシールドガス（例えば純Ａｒ）や、ヘリウムガスを含む不活性ガスのみからなる混合ガスを用いる場合に比べ、低コスト化が可能となる。
（３）溶接過程で溶接姿勢が変化する固定管溶接では、上記混合ガスの使用により、ビード直進性だけでなく、溶接部の溶け込み形状を改善できる。従って、溶接不具合の発生を防ぐことができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】試験結果を示す写真である。
【図２】試験結果を示す写真である。
【図３】試験結果を示す写真である。
【図４】試験結果を示す写真である。
【図５】試験結果を示す写真である。
【図６】試験結果を示す写真である。
【図７】試験結果を示す写真である。
【図８】試験結果を示す写真である。
【図９】試験結果を示す写真である。
【図１０】試験結果を示す写真である。
【図１１】試験結果を示すグラフである。

Claims

被溶接材として、Ｃａ濃度が１ｗｔ．ｐｐｍ以上であり、さらに、Ａｌ濃度１０ｗｔ．ｐｐｍ以上、Ｓｉ濃度０．３ｗｔ．％以上のうち一方または両方を満たすとともに、下記式（１）の関係を満たすオーステナイト系ステンレス鋼からなる配管を、溶接電流１００Ａ以下及び／又は溶接速度５０〜１５０ｍｍ／ｍｉｎとしたＴＩＧ溶接にて溶接する際、
アルゴンと窒素ガスとヘリウムガスとを含有し、窒素ガスの濃度が１ｖｏｌ％以上６５ｖｏｌ％未満であり、ヘリウムガスの濃度が３５〜９５ｖｏｌ％であるシールガスを用いることを特徴とする溶接方法。
０．４２≦１０００×［Ｃａ濃度（ｗｔ．％）］＋２０×［Ａｌ濃度（ｗｔ．％）］＋［Ｓｉ濃度（ｗｔ．％）］・・・（１）
配管の厚さが、１．２〜３ｍｍであることを特徴とする請求項１に記載の溶接方法。
固定管溶接に適用されることを特徴とする請求項１又は２に記載の溶接方法。
管の外径が、２０ｍｍ以上であることを特徴とする請求項３記載の溶接方法。