JPS6121750B2

JPS6121750B2 -

Info

Publication number: JPS6121750B2
Application number: JP52045535A
Authority: JP
Inventors: Shigeo Fujimori; Kosaburo Ootani; Taiji Hase; Tooru Saito; Hiroshi Iwami; Yasunori Sanao
Original assignee: Nippon Steel Corp
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 1977-04-20
Filing date: 1977-04-20
Publication date: 1986-05-28
Also published as: JPS53130241A

Description

【発明の詳細な説明】

本発明は厚肉鋼管を高能率に溶接し、且つ高品
質の溶接部を得るための造管溶接方法に関するも
のである。一般に厚肉鋼管は、UOE方式、スパイラル方
式およびベンデングロール方式で製造されている
が、その精造にあたつては、溶接工程での高速、
高能率化および高品質化の要求が極めて強い。特に最近板厚の厚い鋼管が低温域で使用される
場合が多くなつてきておりその溶接部の靭性に関
する仕様は段々と厳しくなり、従来のサブマージ
アーク溶接法では、通常の組成を有する厚肉鋼管
を能率化のために少層盛溶接しようとすると入熱
量が勢い増大するため、母材の熱影響部における
衝撃特性の脆化などの問題を招来する結果とな
り、材質的要求に応じ難くなつてきた。例えば、寒冷地で使用される海用構造物、ライ
ンパイプには母材および溶接部に極めて高い低温
靭性（vE−60≧3.5Kg−ｍ）が要求されている。サブマージアーク溶接法は、前述の如く入熱が
大きくなるので、ビード外観、形状は良好だが、
靭性を必ずしも満足させ得るとはいえない。したがつて、サブマージアーク溶接法で低温靭
性を得るために鋼材の材質面からの手当をせず、
通常の鋼材で問題解決を図るならば、入熱制限に
よる多層盛溶接施工を必要とするとともに、内外
面初層会合部のSR脆化が問題になるためにウラ
はつりも必要となる。それ故入熱制限に伴なつて
単位時間当りの溶着金属量も低下することとな
り、能率の点でサブマージアーク溶接法の最大の
特徴が失なわれるばかりでなく、溶接金属のSR
脆化などの問題が残されており、厚肉鋼管の造管
溶接法としての限界が見られる。このような問題を溶接手段の面から対処する目
的で、特開昭51−61452号および特開昭51−61453
号で厚肉造管溶接の高品質化および高能率化の一
方法として太径ワイヤを用いた大電流MIG溶接法
というのが提案されている。この方法は大電流と
太径ワイヤを組合せることにより電流密度を低く
し、かつピンチ力を小さくしてアークの広がりを
確保し、ピード形状を良好なものとし、大電流に
よる十分な溶込み深さを得ようとするものであ
る。しかしながら、この方法では新たな次の欠点
が生ずる。即、大電流MIG溶接法では、電源に直流を用い
る関係上、大電流では磁気吹きによりアークが不
安定になり、それに伴なつて溶接部に融合不良等
各種の欠陥が生ずる。すなわちこの溶接法は元来太径ワイヤを使用し
てピンチ力の減少を図つたものであるため、アー
クの硬直性がなく、このため極めて磁気吹きが起
りやすくアークが偏向しやすい欠点を有したもの
である。さらにまた、この大電流MIG溶接法は電
流密度が低いため期待される程の深溶込みが得ら
れず、大電流の割にはワイヤの溶融量が多くな
く、細径ワイヤを使用する通常のMIG溶接法の場
合と大差なく、高能率化は得られない。又最終層
では、開先の拡がりがあるため、溶接ビードの巾
不足や形状不良さらには、ビード平滑度が劣るた
め、余盛り形状不整や融合不良、アンダーカツト
の問題を生じる。さらにサブマージアーク溶接法に較べると余盛
りビード形状、溶接能率がいちじるしく劣る。一方このような太径ワイヤを用いない一般の
MIG溶接法では、比較的細径ワイヤ（0.8〜2.0mm
φ）を使用し小電流で溶接されるものであるため
大別して３つの欠点があり、厚肉鋼管の造管溶接
の初層溶接に適用できない。即ち、単位時間あた
りの溶着金属量が小なく能率が低いこと、溶込み
深さが浅いことおよびビード形状が不良で各種欠
陥を生じ易いことである。先づ溶接能率について
みると、一般のMIG溶接法では溶接電流として
は、溶接電流Ｉとワイヤ径ｄとの関係図である第
１図の黒丸で示した最大電流値又は白丸で示した
最小電流値が希れには使用されるが、通常はＡの
範囲が使用されるために単位時間当りの溶着金属
量が低く能率が低い欠点がある。溶込み深さにつ
いてみてみると、一般のMIG溶接は細径ワイヤを
使用するためアークの集中がよく通常用いられる
低溶速度（50cm／min以下）では問題ないが造管
溶接で要求される高速溶接（50cm／min以上）で
は溶込み深さは極端に減少するという欠点があ
る。一般のMIG溶接の最大の欠点はビード形状の
不良である。一般のMIG溶接法を第４図のように
厚肉管の初層溶接に適用すると、同図の１１のよ
うな形状の断面を有するビードが得られる。即ち
ビード底部が極めて幅狭く細長であり、また上部
も幅が狭い凸形の形状となる。溶込み巾が極めて
狭いため、わずかの倣いづれあるいはアークの偏
向によつてもルートフエース３の溶込み不足をき
たす傾向がある。またビード断面が縦長形状であ
るため熱間溶接割れや融合不良などの溶接欠陥が
発生し易くなる。また、さらに別の従来法として、第６図に示す
如く、MIG溶接法により中間層溶接ビード６，９
を盛り、その上にビード厚さ２〜７mmのサブマー
ジアーク溶接ビード７，１０をおく溶接法が特開
昭５−92750号により提案されているがこの方法
ではMIG溶接金属とサブマージ・アーク溶接金属
との境界部に溶接欠陥１２が発生しやすく、また
溶接能率が低いという欠点がある。すなわち中間
ビード６，９、つまりMIG溶接部の最終ビードは
前記の如きMIG溶接法の欠点としてビード幅の狭
い凸型の断面形状となり易い上に開先面とのなじ
みが悪いので、これらビードの上にビード厚２〜
７mmの溶込みの小さいサブマージ・アーク溶接金
属７，１０を形成せしめると第６図に示すような
融合不良１２が発生し易くなるのである。またサブマージ・アーク溶接金属のビード厚を
２〜７mmのうすい層にするためには、管表面近く
までの開先内を、一般に溶着量が少く、低能率で
あるMIG溶接法で盛り上げる必要があり、このた
めの溶接層数が増大し、溶接能率が低くなること
にある。このようなわけで、かような方法も厚肉
鋼管の高能率な造管溶接法としては到底その目的
を達することが出来ない。本発明は上記したような従来法の不利、欠点を
すべて解消したもので、細径ワイヤに対して、従
来一般に使用されていた電流値よりはるかに高い
電流値を使用して、強力なピンチ力による細く絞
られた極めて硬直化したアークを発生させ大電流
における磁気吹きに対する耐性を高め、アークの
ワイヤ延上線方向への指向性を高めたうえで、こ
のアークを高速微振動させることにより深くて十
分な広がりをもつた溶込みと幅広い母材の加熱範
囲を実現して、良好な初層ビードを安定して得、
さらに最終層の溶接ビード外観の優れ、ビード止
端部のなじみが良く平滑なビード外観が容易に得
られる、サブマージ・アーク溶接法を組合せるこ
とによつて、高品質の溶接部を高速、高能率に得
る方法である。即ち、本発明は、直径が1.0〜2.0mm中の細径ワ
イヤに振動巾１〜15mm、振動数３〜30Hzをあたえ
て50cm／min以上の高速溶接で、溶接電流500d≧
Ｉ≧500d−150の範囲で、ルートフエース３〜８
mm、ルート部開先角度60゜〜160゜とした両面開
先をArガスもしくはArを主体とする混合ガスで
シールドして、MIG初層溶接を行ない、且つ表面
層をサブマージ・アーク溶接法を用いて仕上げ溶
接することを特徴とする厚肉鋼管の造管溶接法で
ある。以下本発明を詳細に説明する。厚肉鋼管の造管溶接においては、第２図に示す
両面の開先２を用いて母材１の溶接を行う。板厚
の1/3以内の中心部にはルートフエース３が形成
される。このルートフエースは裏当てなしで溶接
できる利点があるが、その他に板を鋼管に曲げ成
形する時、端面同志が当り３mm未満ではルートフ
エースがつぶれてしまうのでこの点からも３mm以
上が要求される。第２図のように両面開先加工し
た後、通常は第３図の如く管外面より仮付溶接４
が行われる。したがつて、ルートフエース３と仮
付ビード４の厚さが厚くなり、溶接能率向上の面
よりウラはつりをしないことを前提とすること、
第５図に示す内面初層ビード５と外面初層ビード
８を充分融合させるためには初層溶接は深溶込み
である必要がある。また初層溶接には初層割れが
なく、ビード形状としては広幅で平滑度が大であ
ることも必要であり、本発明はかかる要請に答え
るものである。即ち、本発明の要件の第１は、細径ワイヤ
（ｄ：1.0〜2.0mmφ）を高速送給し、大電流
（500d≧Ｉ≧500d−150）スプレイアークの条件
（第１図Ｃの範囲）により、高電流密度のアーク
下でピンチ力で細く絞られた硬いアーク特性を利
用し、深溶込みを得ることである。かゝるピンチ
力によつて硬直したアークは大電流であつても太
径ワイヤを使用した場合のような磁気吹きが発生
せず、安定したアーク形成によつて溶込み不足の
ような溶接欠陥が発生しにくい。又高電流でしか
も電流密度を高くしたことによりワイヤの溶融量
が極めて多い。そのため同一入熱でサブマージ・
アーク溶接した場合や通常のMIG溶接した場合よ
りも溶着量が多く、したがつて極めて高能率な溶
接となる。ここで溶接ワイヤの直径ｄを1.0〜2.0mmφとし
たのは、溶接ワイヤ径が2.0ｍφ超では、チツプ
尖端からワイヤの溶融尖端の間で発生する電気抵
抗熱が細径ワイヤに比べて格段に低く、溶着量の
増大が期待できず、しかもアークの安定化に必要
なピンチ力の増大が期待できないことによる。又溶接ワイヤの直径ｄが1.0mmφ未満では、許
容最高電流値が低くなりワイヤの溶着量の増大が
はかれなくなることによる。溶接電流値Ｉアンペアを500d≧Ｉ≧500d−150
とするのは、Ｉが500d超では、過大なピンチ力
によつてアークの不安定現象がおきビード不整、
融合不良等の欠陥を生ずるからであり、又Ｉが
500d−150未満では、十分な高電流密度が得られ
ず能率低下をきたすと共に、十分なピンチ力が得
られず、溶込みの減少および磁気吹きが起きビー
ド不整、アンダーカツト、融合不良の問題を生じ
るからである。次に本発明の第２の要件は、給電チツプを高振
動させることにより、アークを溶接方向に対して
直角方向に高振動せしめることにあり、これによ
つて平滑なビードと良好なビード形状を得るもの
である。通常のMIG溶接においては、先にも第４
図を用いて説明したように溶込み巾が小さいため
にわずかの倣いずれやアークの偏向によりルート
フエースの融合不良をきたしやすい欠点がある。この欠点を解決するために、本発明では、アー
クを高振動させることにより、アークで母材の加
熱範囲を拡大させて溶込み形状に幅をもたせて倣
いずれ、アークの偏向等に対する許容範囲を確保
し、ルートフエースの融合不良、溶着金属の母材
へのなじみを図つて広幅の良好なビード形状を得
るものである。この場合、振動数を３〜30Hzとし
たのは、３Hz未満では溶接速度が50cm／min以上
となると溶込みが蛇行し、穿定した溶込みが得ら
れなくなり、又30Hz超では溶融金属の飛散がみら
れるようになるとともにビード形状が不整になる
からである。さらに振動幅を１〜15mmとしたのは、１mm未満
では溶込み形状に蛇行が生じたり、わずかの倣い
ずれがあつたり、あるいはアークの偏向があつた
場合ルートフエースに融合不良を来たすことにな
り、又15mm超では開先内面が過剰に溶融され、初
層溶接ビードの小端部に溶接欠陥が生ずるためで
ある。本発明の第３の要件は、造管溶接に際し、ルー
トフエース３〜８mm、ルート部開先角度60〜160
゜の両面開先においてその初層にArガスもしく
はArを主体とした混合ガス下でMIG溶接を行な
い母材の希釈の大きい初層溶接金属のSR脆化を
防止する点にある。一般的にいつて、初層溶接金
属にはSR脆化の原因となるNb、Ｖ、等が母材の
希釈によつて入るが、とくに従来のサブマージ・
アーク溶接を初層溶接に適用するとSR脆化を助
長する〔Ｏ〕、〔Ｎ〕および〔Ｐ〕が多くなる傾向
がある。従つてMIG溶接を初層溶接に適用すると〔Ｏ〕
〔Ｎ〕〔Ｐ〕を低減できSR脆化を防止できる利点
がある。しかるに従来のMIG溶接法はルートフエ
ースの大きい厚肉管の初層溶接において溶接割れ
や溶込み不足を発生しやすいため造管溶接法とし
て利用することが不可能であつた。それを前述の
高振動MIG溶接を初層溶接に適用することにより
可能としたものである。この場合ルートフエース
をできるだけ大きく取ることは、溶接能率面から
有利であるがルートフエースが８mmを超えると、
ビード形状を梨の実形状にしないことには溶込み
の確保が困難になり高温割れが生ずる。一方ルートフエースを３mm未満にした場合は、
シーリング用の仮付ビードがあつても、溶接時に
溶落ちが生じたりして不都合である。それ故3.0
mm以上から8.0mm以下のルートフエースを有する
両面開先を設けることが必要である。又開先角度
を狭くすると溶接能率面からは、有利であるが60
゜を下回るとビード形状が梨の実形状になり溶接
割れを生ず。一方160゜を上回ると溶込み量は増
すが、溶着量が増加するために溶接能率は極端に
低下する。以上の理由によりルートフエース3.0
mm以上から8.0mm以下のルートフエースでルート
部開先角度を60゜〜160゜とした。なおルート部
開先を規定したのは主として初層われ防止のため
であり、ルート部より表層部の開先角度は溶接能
率の面より60゜以下であつてもよいことは当然の
ことである。最後に、本発明法の最大の要件ともいうべき最
終層の溶接について説明する。既述のMIG溶接法
は溶接割れのない深溶込みの初層溶接ビードを安
定して得るためには、従来のMIG溶接法にない好
適な方法といえる。そしてワイヤの溶接量がきわ
めて多い特性をも考慮すると、本発明のMIG法を
最終層まで使用することも考えられるが、厚肉管
の開先部は管表面ほど開先巾が広くなるためこの
MIG溶接法ではビード形状不良が問題となる。す
なわち、MIG溶接法は高電流密度アークであるた
めビード巾方向よりもビード深さ方向の溶接力が
強く、しかもガスシールドタイプ溶接法の特性と
して母材に対するなじみが悪いため、巾の狭い凸
状ビードになりやすい。この場合に振巾の大きい
高振動を与えることによつてビード形状の改善効
果が認められるが、初層溶接のように２層目の溶
接によつて外観部が再溶融される場合と異なつ
て、最終層では溶接まゝの外観形状がそのまま鋼
管の溶接部として厳しい使用条件下におかれるこ
とになる。一般に、ラインパイプと海洋構造物で
は使用条件も異なるが、ビード止端部の応力集中
を少なくし耐疲労強度等をよくする必要があり、
この点巾の狭い凸状ビードとなるMIG溶接は好ま
しくない。また高速溶接条件においてはビード止
端部にアンダーカツトのような溶接欠陥も発生し
やすくなる。すなわち、既述の高溶融高振動MIG
溶接法によつて優れた品質の初層溶接部を得ると
ともに、さらに最終層についてはビード外観優れ
た溶接法を組合せることによつて、はじめて厚肉
管の溶接部全体の性能がよくなるのである。この最終層のビード形状をよくする溶接法とし
てはTIGアークとサブマージ・アークの両者が好
適であるが、TIG溶接は厚肉管に対しては余盛り
量が足らずしかも高速溶接性が劣るのでサブマー
ジ・アーク溶接に較べて実用的でない。すなわち
サブマージ・アーク溶接はMIG溶接に較べて低電
流密度アークであり、アークの拡がりによつて溶
込みの浅い巾広のビードが容易に形成される。し
かもスラグシールドタイプの溶接法の特性とし
て、ビード止端部のなじみがよく平滑なビード外
観が容易に得られる。以上説明した通り、本発明法によれば高溶融、
高振動MIG溶接法を初層溶接に使用するとともに
最終層にサブマージ・アーク溶接を使用すること
によつて、品質特性の優れた厚肉管の溶接部を得
ることができるものである。このように本発明の
特徴は厚肉鋼管の初層と最終層の溶接方法の選択
にあるのであつて、第６図に示すような中間層の
MIG溶接６，９については溶接上の問題はとくに
なく、前記の高振動MIG溶接を適用した方が能率
上望ましいが、必要に応じて一般のMIG溶接法を
適用することも可能である。とくに中間層に一般
のMIG溶接法を適用する場合はビード巾の狭い凸
型の断面形状となり易く、この上にサブマージ・
アーク溶接を行うとMIG溶接止端部に第６図に示
す融合不良１２を発生し易い。かゝる溶接欠陥の
発生を防止するためにはサブマージ・アーク溶接
のビード厚さＰを少なくとも８mm以上、望ましく
は10mm以上にする必要があり、Ｐが７mm以下では
融合不良を防止できない。なお、Ｐが８mm以上あ
つても、溶接入熱の過大による最終層の溶接金属
や熱影響部の靭性不足（vE−60＜3.5Kg・ｍ）を
招来することはない。次に本発明の実施例についてのべる。実施例１第１表に示すｘ−65、外径104cm（41インチ）
厚肉25mmの供試鋼管を第２表のような開先形状に
加工し、仮付溶接後、本発明の細径ワイヤによる
MIG溶接とサブマージ・アーク溶接との両者を第
２表に示す条件で溶接を実施した。使用した溶接ワイヤの化学成分を第３表に示
す。表面層をサブマージ・アーク溶接（SAW）
する際に用いられる供試フラツクスとして、
SiO₂−CaO−TIO₂−CaF₂系の塩基性溶融型を使
用した。その結果を第２表の下欄に示す。同表か
らも明らかな如く本発明の方法によれば、従来の
細径ワイヤによるガスシールドアーク溶接法と比
較しその溶接能率は飛躍的に改善されている。さ
らに同一入熱であればサブマージアーク溶接法と
比較してみても高能率な溶接法である。又溶込量
を見ても本発明法の場合は、溶込みが深いので第
２表に示すルートフエース５mmを用いることがで
きるが、細径ガスシールドアーク溶接法の場合
は、溶込みおよび溶接割れとの関連より第２表に
示すルートフエース３mmまでしか使用できず、し
たがつて開先断面積が広くなり溶接能率が低下す
る。又表面層にサブマージ・アーク溶接法を用いた
ことにより、従来のMIG溶接法による場合よりも
外観のよいしかも充分な巾を有するビードが得ら
れた。このように高振動MIG溶接法とサブマージ・ア
ーク溶接法とを併用する本発明法を実施すること
により初層割れのない健全な溶接金属と均一美麗
なビード外観が得られ靭性の良好な溶接部を高能
率で得ることができた。

【表】

【表】実施例２供試鋼管として外径155cm（61インチ）、厚肉34
mmの2.5Ni−Mn−Nb−Ｖ系低合金鋼を用い第５
表に示す開先形状で仮付溶接後、本発明法とタン
デム式サブマージアーク溶接法の両者を第５表に
示す溶接条件で実施した。使用した溶接ワイヤの
化学成分を第４表に示す。供試フラツクスとして
は、SiO₂−CaO−TiO₂−CaF₂系の塩基性溶融型
を使用した。その結果を第５表に示す。同表からも明らかな如く本発明の方法によれ
ば、通常のタンデム式サブマージアーク溶接法に
比較して特に能率面で飛躍的に改善されている。
さらに第５表からもわかるように、本発明法は第
１に深溶込み溶接であるためルートフエースが大
きくでき、したがつて開先断面積が小さくできる
こと、第２にワイヤの溶融量が低入熱でも極めて
多いこと、その結果として溶接層数が低減できる
こと、第３に溶接入熱が小さいため溶接金属初層
部の母材の希釈が大きくてもSR脆化が少なくウ
ラはつりの必要がないなどの利点がある。またル
ートフエースを６mmと大きくしても初層割れはみ
とめられなかつた。また、表面層にサブマージア
ーク溶接法を併用するのでビード外観はきわめて
美麗であつた。

【表】

【表】【図面の簡単な説明】

第１図は、溶接ワイヤ径と溶接電流との関係を
示す図、第２図は、造管溶接に用いられる両面開
先形状を示す模式図、第３図は、仮付溶接部を示
す模式図、第４図は、従来のMIG溶接法を用いた
場合の内面初層溶接の溶込状況を示す模式図、第
５図は、本発明を用いた場合の積層法の一例を示
す模式図、第６図は、従来のMIGとSAWを併用
した場合の積層法を示す模式図である。１……母材、２……開先、３……ルートフエー
ス、４……仮付ビード、５……内面初層ビード、
６……内面中間ビード、７……内面仕上SAWビ
ード、８……外面初層ビード、９……外面中間ビ
ード、１０……外面仕上SAWビード、１１……
従来のMIG溶接を用いた場合の初層ビード、１２
……融合不良、ｔ……板厚、t₁……外面側開先深
さ、t₂……内面側開先深さ、RF……ルートフエ
ース、Θ_１……外面側開先角度、Θ_２……内面側
開先角度、Ｂ……仕上げSAWビード幅、Ｐ……
仕上げSAWビード厚さ。

Claims

【特許請求の範囲】

１直径ｄが1.0〜2.0mmφの細径ワイヤに振動巾
１〜15mm、振動数３〜30Hzをあたえて50cm／min
以上の高速溶接で、溶接電流500≧Ｉ≧500d−
150の範囲で、ルートフエース３〜８mm、ルート
部開先角度60゜〜160゜とした両面開先をArガス
もしくはArを主体とする混合ガスでシールドし
て、MIG初層溶接を行ない、且つ表面層をサブマ
ージアーク溶接法を用いて仕上げ溶接することを
特徴とする厚肉鋼管の造管溶接法。