WO2015186544A1 - 立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法 - Google Patents

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WO2015186544A1
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welding
less
groove
weaving
layer
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PCT/JP2015/064839
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片岡　時彦
早川　直哉
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Ｊｆｅスチール株式会社
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    • B23K9/1006—Power supply

Definitions

  • the present invention relates to a narrow gap gas shield arc welding method, and more particularly to a vertical narrow gap gas shield arc welding method that can be applied to butt welding of two thick steel materials.
  • “narrow groove” means that the groove angle is 25 ° or less and the minimum groove width between steel materials to be welded is 50% or less of the thickness of the steel material. .
  • the gas shielded arc welding used for steel welding construction is generally a consumable electrode type using CO 2 alone gas or a mixed gas of Ar and CO 2 for the shield of the molten part. Widely used in the field of manufacturing electrical equipment and the like.
  • narrow gap gas shield arc welding in which a gap having a small gap with respect to the plate thickness is subjected to multilayer welding by arc welding. Since this narrow gap gas shielded arc welding has a smaller amount of welding than normal gas shielded arc welding, it is expected that the efficiency and energy saving of welding can be achieved, and that the construction cost can be reduced.
  • electroslag welding is usually applied to vertical high-efficiency welding, but 1-pass large heat input welding is fundamental, and welding with a plate thickness exceeding 60 mm causes excessive heat input and there is a concern of reduced toughness. Has been.
  • the plate thickness in one-pass welding there is a limit to the plate thickness in one-pass welding, and in particular, the technology has not yet been established for welding in which the plate thickness exceeds 65 mm.
  • Patent Document 1 discloses a double-sided multi-layer welding method for a double-sided U-shaped groove joint.
  • lamination welding is performed by TIG welding using an inert gas, and the use of inert gas suppresses the generation of slag and spatter and prevents the lamination defects.
  • TIG welding which is a non-consumable electrode type, is greatly inferior in efficiency of the welding method itself as compared with MAG welding or CO 2 welding using a steel wire as a consumable electrode.
  • Patent Document 2 discloses a vertical welding method with a narrow groove in which weaving of a welding torch is performed in order to suppress spatter and poor fusion.
  • the weaving direction of the welding torch is not the groove depth direction but the steel plate surface direction, it is necessary to weave the welding torch before the molten metal droops, and the welding current is about 150A. It is necessary to reduce the welding amount per pass ( ⁇ heat input amount) with a low current. For this reason, when this welding method is applied to the welding of a thick steel material having a large plate thickness, the welding becomes a small amount of multi-pass laminating, increasing the number of stacking faults such as poor penetration, and greatly reducing the welding efficiency.
  • Patent Document 3 discloses a vertical welding method in which weaving of a welding torch is performed in order to suppress poor fusion.
  • the surface angle (groove angle) disclosed here is as wide as 26.3 to 52 °
  • the weaving of the welding torch here is also performed in the groove depth direction, so it is per one pass. It is possible to take a relatively large amount of welding.
  • the amount of weaving in the groove depth direction is small and the composition of the weld metal and welding wire is not considered, it is necessary to suppress the amount of welding per pass ( ⁇ heat input), and the welding depth per pass The depth is as shallow as about 10 mm.
  • Patent Document 4 discloses a two-electrode electrogas arc welding apparatus that enables one-pass welding of an extremely thick material.
  • this two-electrode electrogas arc welding apparatus enables the joining of thick steel materials up to a plate thickness of about 70 mm, the amount of heat input greatly increases to about 360 kJ / cm due to the use of two electrodes.
  • the thermal effect is large and the joint is required to have high characteristics (strength and toughness), it is very difficult to satisfy such characteristics.
  • it is indispensable to provide a ceramic backing on the back surface and a water-cooled copper metal pressing mechanism on the front surface (welder side) in the groove.
  • JP 2009-61483 A JP 2010-115700 A JP 2001-205436 A JP-A-10-118771
  • the wood invention uses a high-function and high-precision welding automation technology to perform weaving of a precise welding torch according to the groove shape, welding posture, etc.
  • An object of the present invention is to provide a high-quality, high-efficiency, vertical narrow groove gas shielded arc welding method applicable to welding of thick steel materials.
  • the inventors have conducted intensive research on welding conditions in the case of applying vertical narrow groove gas shielded arc welding to a thick steel material.
  • two or more passes are required to obtain desired mechanical properties in the weld metal and the heat affected zone, and to achieve high welding efficiency.
  • it was found that it is important to suppress the welding heat input per pass and to make the joining depth (welding depth) in the first layer welding 20 mm or more and 50 mm or less.
  • the gist configuration of the present invention is as follows. 1.
  • a vertical narrow gap gas shield arc welding method in which two thick steel materials having a groove angle of 25 ° or less, a groove gap of 20 mm or less, and a plate thickness of 40 mm or more are joined by vertical multilayer welding using weaving.
  • the angle of the welding torch is 25 ° to 75 ° with respect to the horizontal direction
  • the welding heat input is 30 kJ / cm to 170 kJ / cm
  • the weaving depth in the plate thickness direction is 15 mm to 50 mm.
  • W is the weld bead width in the first layer welding.
  • the present invention even when a thick steel material having a plate thickness of 40 mm or more is welded, while preventing bead shape stabilization and weld defects including molten metal sag suppression, which is a problem in vertical welding, High quality and high efficiency narrow gap gas shielded arc welding can be performed.
  • the welding method of the present invention has a smaller amount of welding than ordinary gas shielded arc welding, and can achieve energy saving by increasing the efficiency of welding, so that the welding construction cost can be greatly reduced.
  • a water-cooling type copper metal pressing mechanism for preventing dripping of molten metal as in the electrogas arc welding apparatus shown in Patent Document 4 is unnecessary, so that the apparatus is not complicated. Further, since welding heat input per pass can be suppressed by multipass welding, it is easy to secure desired mechanical properties at the weld metal and steel material heat affected zone.
  • FIG. 5 shows a weaving pattern of a welding torch viewed from the direction of the welding line in the first layer welding weaving, wherein (a) is U-shaped, (b) is trapezoidal, (c) is V-shaped, and (d) is triangular.
  • invention example (No. 7) of this invention it is a photograph after performing first layer welding with the welding method of this invention, (a) shows the whole external appearance, (b) shows a groove cross section. is there.
  • reference numeral 1 is a thick steel material
  • 2 is a groove surface of the thick steel material
  • 3 is a groove in the lower part of the steel material (in the Y-shaped groove)
  • ⁇ is denoted by symbol ⁇
  • G a groove gap
  • T indicates the plate thickness
  • h indicates the groove height of the lower part of the steel material (in the Y-shaped groove).
  • the groove shape in the welding method of the present invention can be either a V-shaped groove (including an I-shaped groove and a L-shaped groove) or a Y-shaped groove,
  • a multi-stage Y-shaped groove may be used.
  • the groove angle and the groove gap in the case of the Y-shaped groove are defined as the groove angle and groove at the groove of the lower steel material step. Let it be a gap.
  • the groove in the lower part of the steel material means 20 to 40% of the plate thickness from the steel material surface that becomes the back surface (the surface on the welding device (welding torch) side is the front surface and the opposite surface is the back surface) during welding. Means an area to the extent.
  • FIG. 2 shows the construction point at the time of constructing the first layer welding in the welding method of the present invention in a V-shaped groove shape.
  • reference numeral 4 is a welding torch
  • 5 is a welding wire
  • 6 is a backing material
  • ⁇ is the angle of the welding torch with respect to the horizontal direction.
  • omitted about a weld line, a molten pool, and a weld bead, illustration is abbreviate
  • the welding method of the present invention is a gas shielded arc in which two thick steel materials having a predetermined plate thickness are butted together and joined by vertical welding using weaving. It is welding and is based on upward welding with the traveling direction upward.
  • the V-shaped groove shape is shown as an example, but the same applies to other groove shapes.
  • FIG. 3 shows a groove cross section after first layer welding is performed by the welding method of the present invention in a V-shaped groove shape.
  • symbol 7 is a weld bead
  • symbol D represents the joining depth in the first layer welding
  • W represents the weld bead width (gap between the grooves after the first layer welding) in the first layer welding.
  • the joining depth D in the first layer welding is the minimum value of the first layer weld bead height when starting from the steel surface that is the back surface during welding (the first layer weld bead height closest (low) from the starting steel surface).
  • a V-shaped groove shape is shown as an example, but D and W are the same in other groove shapes.
  • Groove angle ⁇ 25 ° or less
  • the smaller the groove portion of the steel material the faster and highly efficient welding is possible, but defects such as poor fusion tend to occur. Further, welding in the case where the groove angle exceeds 25 ° can be performed by a conventional construction method. For this reason, in this invention, construction is difficult by the conventional construction method, and the case where groove angle: 25 degrees or less where further improvement in efficiency is expected is targeted.
  • the groove angle when the groove angle is 0 °, it is called a so-called I-shaped groove, and from the viewpoint of the amount of welding, this 0 ° is the most efficient.
  • the groove angle is preferably in the range of (0.5 ⁇ t / 20) to (2.0 ⁇ t / 20) °, more preferably (0.8 ⁇ t / 20) to The range is (1.2 ⁇ t / 20) °.
  • the groove angle is preferably in the range of 2.5 to 10 °, and more preferably in the range of 4 to 6 °.
  • the upper limit of the preferred range exceeds 10 °, but the upper limit of the preferred range in this case is 10 °.
  • Groove gap G 20 mm or less
  • the groove gap exceeds 20 mm, the molten metal tends to sag and is difficult to construct.
  • the case where the groove gap is 20 mm or less is targeted.
  • it is the range of 4 mm or more and 12 mm or less.
  • Plate thickness t 40 mm or more
  • the plate thickness of the steel material is 40 mm or more. This is because if the thickness of the steel material is less than 40 mm, the amount of welding heat input can be suppressed even if a conventional welding method, for example, one-pass welding such as electrogas arc welding in Patent Document 4, is used. .
  • a conventional welding method for example, one-pass welding such as electrogas arc welding in Patent Document 4
  • the heat input by one-pass welding using electrogas arc welding of Patent Document 4 is about 150 kJ / cm. It becomes.
  • the upper limit of the plate thickness is generally 100 mm. Therefore, it is preferable that the upper limit of the thickness of the steel material targeted in the present invention is 100 mm or less.
  • high-strength steel for example, ultra-thick YP 460 MPa class steel for shipbuilding (tensile strength 570 MPa class steel) or TMCP steel SA440 for architecture (tensile strength 590 MPa class steel) is particularly used. Is preferred. This is because high-strength steel has severe restrictions on welding heat input, and cracks are likely to occur in the weld metal, and the required joint strength and toughness cannot be obtained due to the effect of welding heat.
  • welding can be efficiently performed at a heat input of 170 kJ / cm or less, and 590 MPa class high-strength steel sheets and 590 MPa class corrosion-resistant steels that become high alloy systems can also be welded.
  • mild steel can be handled without problems.
  • the reason for limiting the groove angle, the groove gap, and the steel plate thickness in the welding method of the present invention has been described.
  • a thick steel material is efficiently welded with a heat input suitable for a narrow groove.
  • the reason for limiting the joining depth in the first layer welding and the first layer welding conditions will be described.
  • the joining depth in the first layer welding is 20 mm or more and 50 mm or less. It is necessary to. If the joining depth in the first layer welding is less than 20 mm, the welding heat concentrates, so that dripping of the molten metal occurs. On the other hand, if the joining depth in the first layer welding exceeds 50 mm, welding heat input tends to be excessive, and welding defects such as hot cracking, poor fusion of the groove surface due to dispersion of heat during welding, slag entrainment, etc. Occurs. Therefore, the joining depth in the first layer welding is 20 mm or more and 50 mm or less. Preferably, it is 25 mm or more and 40 mm or less.
  • Welding torch (feed tip end) angle ⁇ 25 ° or more and 75 ° or less with respect to the horizontal direction
  • the angle of the welding torch is closer to the horizontal than the vertical, so that the arc faces the back side from the surface of the weld bead and the molten metal droops. Can be suppressed.
  • the angle of the welding torch needs to be 25 ° or more and 75 ° or less with respect to the horizontal direction. Preferably they are 30 degrees or more and 45 degrees or less.
  • Weld heat input 30 kJ / cm or more and 170 kJ / cm or less
  • the welding heat input becomes too large, it becomes difficult to secure the strength and toughness of the weld metal, and it becomes difficult to suppress the softening of the heat affected zone of the steel material and to secure the toughness by the coarsening of the crystal grains.
  • the welding heat input exceeds 170 kJ / cm
  • a dedicated wire that takes into account the dilution of the steel material becomes indispensable, and even steel materials that are designed to withstand the heat input of welding become indispensable.
  • the heat input is high, and if the weld heat input is less than 30 kJ / cm in a narrow groove, melting of the groove surface is insufficient.
  • the welding heat input is 30 kJ / cm or more and 170 kJ / cm or less.
  • it is 90 kJ / cm or more and 160 kJ / cm or less.
  • Weaving depth L in the plate thickness direction in the weaving of the welding torch 15 mm or more and 50 mm or less
  • the welding method of the present invention performs the weaving of the welding torch. It is important to appropriately control L and the maximum weaving width M in the plate thickness direction and the direction perpendicular to the weld line, which will be described later.
  • the weaving depth L in the plate thickness direction and the maximum weaving width M in the plate thickness direction and the direction perpendicular to the weld line in various weaving patterns are as shown in FIGS. 4 (a) to 4 (d).
  • the welding depth and the weaving width in the plate thickness direction are approximately the same, so if the weaving depth in the plate thickness direction is less than 15 mm, It is difficult to make the joining depth in layer welding 20 mm or more.
  • the weaving depth in the plate thickness direction exceeds 50 mm, it becomes difficult not only to make the joining depth in the first layer welding 50 mm or less, but also the welding heat input becomes excessive, and the weld metal or steel material It is difficult to obtain the desired mechanical properties in the heat-affected zone, and it is easy to generate weld defects such as hot cracks, poor fusion of the groove surface due to heat dispersion during welding, and slag entrainment. . Therefore, the weaving depth in the plate thickness direction is 15 mm or more and 50 mm or less. Preferably, it is the range of 25 mm or more and 35 mm or less.
  • Maximum weaving width M (W-6) mm to W mm in the thickness direction and the direction perpendicular to the welding line in the weaving of the welding torch (W: weld bead width in the first layer welding)
  • W weld bead width in the first layer welding
  • the maximum weaving width in the plate thickness direction and the direction perpendicular to the weld line needs to be (W-6) mm or more.
  • the maximum weaving width in the plate thickness direction and the direction perpendicular to the weld line is in the range of (W-6) mm to Wmm.
  • it is the range of (W-4) mm or more and (W-1) mm or less.
  • the weaving pattern of the welding torch is not particularly limited, and as shown in FIGS. 4A to 4D, a U-shape is seen from the welding line direction (which coincides with the welding progress direction and is usually the vertical direction). V-shaped, trapezoidal, triangular, etc. 4A to 4D, the trajectory of the welding torch at each point where the direction of the welding torch changes (point B and point C in FIG. 4A) is made square. You may make it round. However, in vertical upward welding, weaving near the weld surface tends to cause dripping of the molten metal, and when the welding torch operation deviates from the groove surface, the groove surface is uniformly melted. Cannot be obtained, and welding defects such as poor fusion are likely to occur.
  • a general trapezoidal and triangular weaving pattern that does not require reversal operation has a small apparatus load, but a welding torch operation at a location close to the welding surface side (point D of the trapezoidal weaving pattern in FIG. Due to the point A and the point C to the point A in the triangular weaving pattern in FIG.
  • the welding torch operation is shifted from the groove surface (for example, from point A to point B in FIG. 4C).
  • the locus of the tip of the welding torch is no longer parallel to the groove surface (side close to the welding torch) and the groove surface cannot be uniformly melted, and welding defects such as poor fusion are likely to occur. Therefore, in such a case, it is optimal to use a U-shaped weaving pattern capable of operating the welding torch parallel to the groove surface.
  • the steel material at the deepest point of the welding torch tip during weaving in the plate thickness direction (for example, points B and C in FIGS. 4 (a) and 4 (b), point B in FIGS. 4 (c) and 4 (d)).
  • the distance a from the back surface is usually about 2 to 5 mm.
  • M 1 , M 2 , and M 3 in FIGS. 4A and 4B are 2 to 18 mm, respectively. 0 to 10 mm and 0 to 10 mm.
  • the frequency and stop time during weaving are not particularly limited.
  • the frequency is 0.25 to 0.5 Hz (preferably 0.4 to 0.5 Hz) and the stop time may be about 0 to 0.5 seconds (preferably 0.2 to 0.3 seconds).
  • Total amount of weld metal S and O in first layer welding 450 mass ppm or less
  • molten metal is prevented from dripping and stable weld bead shape (no irregularities)
  • the total amount of S and O of the weld metal exceeds 450 mass ppm (hereinafter also simply referred to as ppm), in addition to the decrease in surface tension and viscosity, the convection of the weld metal becomes outward on the surface, The high-temperature weld metal convects from the center toward the periphery, the molten metal spreads, and the dripping of the molten metal is likely to occur. For this reason, it is preferable that the total amount of S and O of the weld metal that governs the surface tension and viscosity of the molten metal and the molten metal flow is 450 ppm or less. More preferably, it is 400 ppm or less.
  • the welding wire usually contains 0.010 to 0.025 mass% of S for the purpose of lowering the surface tension and flattening the weld bead.
  • S surface tension
  • O organic compound
  • the welding wire usually contains 0.010 to 0.025 mass% of S for the purpose of lowering the surface tension and flattening the weld bead.
  • S surface tension
  • O organic compound
  • the amount of O in the weld metal increases due to the oxidation of CO 2 in the shield gas. For example, when 100% CO 2 gas is used as the shielding gas, the amount of O in the weld metal increases by about 0.040 to 0.050 mass%.
  • addition of Si and Al to the welding wire is effective in addition to the reduction of O which is usually contained in the welding wire itself by about 0.003 to 0.006 mass%. It is also effective to increase the welding current and arc voltage so that the slag metal reaction (deoxidation reaction) in the molten metal, the slag aggregation, and the surface of the weld bead are sufficiently lifted.
  • N amount of weld metal in first layer welding 120 ppm or less Nitrogen (N) in the weld metal is discharged from the weld metal and becomes bubbles during solidification. Generation
  • production of this bubble causes the vibration of a molten metal surface, and causes dripping of a molten metal.
  • the amount of N in the weld metal in the first layer welding is preferably 120 ppm or less. More preferably, it is 60 ppm or less.
  • the welding wire contains nitrogen (N) as an impurity in an amount of 50 to 80 ppm.
  • N nitrogen
  • the amount of N in the weld metal increases by about 20 to 120 ppm due to mixing of impurities in the shielding gas and the atmosphere.
  • the inner diameter of the nozzle for arc welding is usually about 16 to 20 mm, it is difficult to completely shield the weld metal portion having a joining depth exceeding the inner diameter of the nozzle using such a nozzle.
  • the amount of N in the weld metal may exceed 200 ppm.
  • a gas shield system different from the normal arc welding nozzle is provided. It is effective to suppress the mixing of air into the weld metal.
  • S 0.005 mass% or less
  • O 0.003 mass% or less
  • N 0.004 mass% or less It is preferable to use the steel material in order to suppress the S amount, O amount, and N amount of the weld metal in the first layer welding described above.
  • the total amount of Si and Mn of the welding wire used in the first layer welding 1.5% by mass or more and 3.5% by mass or less
  • the slag is mainly composed of SiO 2 and MnO, and the amount of this slag greatly depends on the total amount of Si and Mn in the welding wire.
  • a slag amount sufficient to prevent dripping of the molten metal cannot be obtained.
  • the total amount of Si and Mn in the welding wire used in the first layer welding is preferably 1.5% by mass or more and 3.5% by mass or less. More preferably, it is 1.8 mass% or more and 2.8 mass% or less.
  • Total of Ti amount, Al amount and Zr amount of welding wire used in first layer welding 0.08% by mass or more and 0.5% by mass or less
  • TiO 2 , Al 2 O 3 , and Zr 2 O 3 have a great influence on the physical properties (viscosity) of slag that play an important role in the slag.
  • the viscosity of the slag effective for preventing dripping of the molten metal cannot be obtained.
  • the total amount of Ti, Al and Zr in the welding wire used in the first layer welding is preferably 0.08 mass% or more and 0.5 mass% or less. More preferably, it is 0.15 mass% or more and 0.25 mass% or less.
  • the components of the welding wire other than those described above may be appropriately selected according to the components of the thick steel material to be welded.
  • S 0.03 mass% or less
  • O 0.01 mass% or less
  • N 0.01 mass% or less
  • Si 0.05 to 0.80 mass%
  • Al 0.005 to 0.050 mass %
  • JIS Z 3312 YGW18 or JIS Z 3319 YFEG-22C is suitable.
  • Shielding gas composition 20% by volume or more of CO 2 gas
  • the penetration of the weld is governed by the gouging effect by the arc itself and the convection of the weld metal in a high temperature state.
  • the convection of the weld metal is inward, the hot weld metal convects from the top to the bottom, so the penetration directly under the arc increases.
  • the convection of the weld metal is directed outward, the high-temperature weld metal is convected from the center in the left-right direction, the weld bead expands and the penetration of the groove surface increases.
  • the convection of the weld metal should be inward. Is preferred.
  • the CO 2 gas it is preferable that the CO 2 gas and 20% by volume or more. More preferably, it is 60 volume% or more.
  • an inert gas such as Ar may be used for the remainder other than the CO 2 gas.
  • CO 2 gas it may be 100 vol%.
  • the penetration of the weld is affected by the directivity of the arc and the gouging effect. Therefore, it is preferable that the polarity of the welding is a wire minus (positive polarity) having a higher arc directivity and a gouging effect.
  • the average welding current is less than 270A, the molten pool is small, and on the surface side, it becomes a state of multilayer welding that repeats melting and solidification for each torch weaving, resulting in poor fusion, slag Entrainment is likely to occur.
  • the average welding current exceeds 360 A, dripping of molten (welded) metal is likely to occur, and it becomes difficult to check the arc point by welding fume and spatter, making adjustment during construction difficult.
  • the average welding current is preferably 270 to 360A.
  • the average welding current to 270 to 360 A, stable penetration can be obtained while suppressing generation of welding fume and spatter, which is further advantageous in performing the welding of the present invention.
  • Other conditions may be determined according to a standard method, for example, welding voltage: 32 to 37 V (increase with current), welding speed (upward): 3 to 15 cm / min (preferably 4 to 9 cm / min), wire
  • the protruding length may be about 20 to 45 mm, and the wire diameter may be about 1.2 to 1.6 mm.
  • each layer other than the first layer are not particularly limited, and may basically be the same as the above-described welding conditions for the first layer. Moreover, it is preferable that the number of stacks until the completion of welding is about 2 to 4 layers from the viewpoint of preventing stacking faults.
  • the welding method of the present invention is based on the lamination welding of one pass per layer.
  • Narrow groove vertical multi-layer gas shield arc welding was performed on the two steel materials having the groove shape shown in Table 1 under the welding conditions shown in Table 2.
  • all steel materials used were S: 0.005 mass% or less, O: 0.003 mass% or less, and N: 0.004 mass% or less.
  • gas cutting was used for the groove processing of the steel material, and the groove surface was not subjected to maintenance such as grinding.
  • As the welding wire a 1.2 mm ⁇ solid wire of a grade for steel strength or one rank higher than that was used.
  • the component composition in the used welding wire all are S: 0.005 mass% or less, O: 0.003 mass% or less, N: 0.005 mass% or less, Si: 0.6-0.8
  • the mass% was Al: 0.005 to 0.03 mass%.
  • the welding current is 270 to 360 A
  • the welding voltage is 32 to 37 V (increase with current)
  • the average welding speed is 3 to 15 cm / min (adjusted during welding)
  • the average wire protrusion length is 30 mm
  • the welding length Was 400 mm.
  • welding was performed by providing a gas shield system different from the normal arc welding nozzle.
  • the welding in each layer other than the first layer it was set as the same heat input condition as the first layer welding fundamentally.
  • the bead width and the joint depth were measured by observing the cross-sectional macrostructure at 5 points arbitrarily selected.
  • the maximum value of the measured value was made into the first layer welding bead width W
  • the minimum value of the measured value was made into the first layer welding joint depth D.
  • No. 1 is an invention example.
  • Nos. 1 to 14 there was no sagging of the first layer weld metal, or even two or less. Further, even in the ultrasonic flaw detection, there was no detection defect, but the defect length was 3 mm or less.
  • No. which is a comparative example In Nos. 15 to 19, there were 5 or more weld metal sags, and / or a defect with a defect length exceeding 3 mm was detected in the ultrasonic inspection.
  • FIG. 7 shows an outer appearance photograph of the table after the first layer welding (welding operation side), and FIG. From the same figure, No. which properly controlled the weaving conditions.
  • Example 7 of the invention it can be seen that the desired joining depth is obtained with a joining depth D of about 28 mm in the first layer welding. At the same time, a stable weld bead shape was obtained.
  • Thick steel material 2 Groove surface of thick steel material 3: Groove of steel lower part 4: Welding torch 5: Welding wire 6: Backing material 7: Weld bead ⁇ : Groove angle G: Groove gap h: Steel material Groove height of lower step t: Plate thickness ⁇ : Angle of welding torch with respect to horizontal direction D: Joining depth in first layer welding W: Weld bead width in first layer welding L: Weaving depth in plate thickness direction M: Maximum weaving width in the thickness direction and in the direction perpendicular to the weld line

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Abstract

本発明は、高機能でかつ高精度の溶接自動化技術を活用して開先形状や溶接姿勢等に応じた精密な溶接トーチのウイービングを行うことにより、厚鋼材、特には板厚が４０ｍｍ以上の厚鋼材の溶接に適用できる、高品質でかつ高能率な立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法を提供することを目的とする。 所定の開先条件として、板厚：４０ｍｍ以上の２枚の厚鋼材を、ウイービングを用いる立向き多層溶接により接合するガスシールドアーク溶接方法において、初層溶接条件、特に溶接トーチ角度や溶接入熱量、ウイービング条件を適正に制御し、初層溶接における接合深さを２０ｍｍ以上５０ｍｍ以下とする。

Description

立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法
　本発明は、狭開先ガスシールドアーク溶接方法に関するものであって、特には２枚の厚鋼材の突き合わせ溶接に適用することができる、立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法に関するものである。
　本発明において、「狭開先」とは、開先角度が２５°以下でかつ被溶接材となる鋼材間の最小開先幅が、当該鋼材の板厚の５０％以下であることを意味する。
　鋼の溶接施工に用いられるガスシールドアーク溶接は、ＣＯ２単独のガス、あるいはＡｒとＣＯ２との混合ガスを溶融部のシールドに用いる消耗電極式が一般的であり、自動車、建築、橋梁および電気機器等の製造分野において幅広く用いられている。
　ところで近年、鋼構造物の大型化・厚肉化に伴い、製作過程での溶接、特に鋼材の突き合わせ溶接における溶着量が増大し、さらには溶接施工に多くの時間が必要となり、施工コストの増大を招いている。
　これを改善する方法として、板厚に対して小さい間隙の開先をアーク溶接法により多層溶接する、狭開先ガスシールドアーク溶接の適用が考えられる。この狭開先ガスシールドアーク溶接は、通常のガスシールドアーク溶接と比べ溶着量が少なくなるので、溶接の高能率化・省エネルギー化が達成でき、ひいては施工コストの低減をもたらすものと期待される。
　一方、立向きの高能率溶接には、通常、エレクトロスラグ溶接が適用されているが、１パス大入熱溶接が基本であり、板厚が６０ｍｍを超える溶接では入熱過多となり靭性低下が懸念されている。また、１パス溶接には板厚の限界があり、特に板厚が６５ｍｍを超える溶接は、未だ技術確立できていないのが現状である。
　このため、狭開先ガスシールドアーク溶接を立向き溶接に適用した、高品質でかつ高能率な溶接方法を開発することが望まれている。
　このような狭開先ガスシールドアーク溶接を立向き溶接に適用した溶接方法として、例えば、特許文献１には、両面Ｕ型開先継手を対象とする両側多層溶接方法が開示されている。この溶接方法では、イナートガスを用いたＴＩＧ溶接による積層溶接を行っており、イナートガスを用いることでスラグやスパッタの発生を抑制し、積層欠陥を防ぐこととしている。
　しかしながら、非消耗電極式であるＴＩＧ溶接は、消耗電極である鋼ワイヤを用いるＭＡＧ溶接やＣＯ２溶接と比較して、溶接法そのものの能率が大きく劣る。
　また、特許文献２には、スパッタや融合不良を抑制するために溶接トーチのウイービングを行う、狭開先の立向き溶接方法が開示されている。
　しかし、この溶接方法では、溶接トーチのウイービング方向が、開先深さ方向ではなく、鋼板表面方向であるため、溶融金属が垂れる前に溶接トーチをウイービングさせる必要があり、溶接電流を１５０Ａ程度の低電流とし、１パス当たりの溶着量（≒入熱量）を抑える必要が生じる。
　そのため、この溶接方法を板厚の大きい厚鋼材の溶接に適用する場合には、少量多パスの積層溶接となり、溶け込み不良等の積層欠陥が多くなる他、溶接能率が大きく低下する。
　さらに、特許文献３には、特許文献２と同様、融合不良を抑制するために溶接トーチのウイービングを行う、立向き溶接方法が開示されている。
　ここで開示される面角度（開先角度）は２６．３~５２°と広めではあるが、ここでの溶接トーチのウイービングは開先深さ方向に対しても行われるため、１パス当たりの溶着量を比較的多くとることが可能である。
　しかし、開先深さ方向のウイービング量が小さく、また溶接金属および溶接ワイヤ組成が考慮されていないため、１パス当たりの溶着量（≒入熱量）を抑える必要が生じ、１パス当たりの溶接深さは１０ｍｍ程度と浅くなる。
　そのため、この溶接方法を板厚の大きい厚鋼材の溶接に適用する場合には、やはり少量多パスの積層溶接となって、溶け込み不良等の積層欠陥が多くなる他、溶接能率が低下する。
　また、特許文献４には、極厚材の１パス溶接を可能にした２電極のエレクトロガスアーク溶接装置が開示されている。
　この２電極のエレクトロガスアーク溶接装置の使用により、板厚：７０ｍｍ程度までの厚鋼材の接合が可能になるものの、２電極化により入熱量が３６０ｋＪ／ｃｍ程度と大幅に増加するため、鋼板への熱影響が大きく、継手に高い特性（強度、靭性）が要求される場合、このような特性を満足させることは非常に困難である。
　また、この２電極のエレクトロガスアーク溶接装置では、開先において、裏面側にはセラミックの裏当てを、表面（溶接機側）には水冷式の銅当金の押し付け機構を設けることが不可欠であり、溶融金属の垂れの心配が無い反面、溶接装置が複雑となる。
　さらに、この２電極のエレクトロガスアーク溶接装置では、表面（溶接機側）に銅当金の押し付け機構を設けることが不可欠であるため、１パス溶接が基本であり、多パスの積層溶接として低入熱化を図ることは困難である。
特開２００９−６１４８３号公報 特開２０１０−１１５７００号公報 特開２００１−２０５４３６号公報 特開平１０−１１８７７１号公報
　上記したように、厚鋼材の溶接に適用することができる、高品質でかつ高能率な立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法は、未だ開発されていないのが現状である。
　一方、溶接自動化技術（溶接ロボット）の軽量・高機能・高精度化が進み、これまで困難であった開先形状と溶接姿勢に適した溶接トーチのウイービングが可能となり、これを活用することにより、鋼材、開先形状、溶接姿勢および溶接材料（ワイヤ）に適した溶接施工（条件設定）が可能となってきている。
　木発明は、高機能でかつ高精度の溶接自動化技術を活用して開先形状や溶接姿勢等に応じた精密な溶接トーチのウイービングを行うことにより、厚鋼材、特には板厚が４０ｍｍ以上の厚鋼材の溶接に適用できる、高品質でかつ高能率な立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法を提供することを目的とする。
　さて、発明者らは、上記の課題を解決すべく、厚鋼材に立向き狭開先ガスシールドアーク溶接を適用する場合の溶接条件について、鋭意研究を重ねた。
　その結果、厚鋼材の立向きの狭開先ガスシールドアーク溶接を行うにあたり、溶接金属および熱影響部において所望の機械的特性を得るとともに、溶接の高能率化を実現するには、２パス以上の多層溶接として１パスあたりの溶接入熱量を抑制し、初層溶接における接合深さ（溶接深さ）を２０ｍｍ以上５０ｍｍ以下とすることが重要であることを知見した。
　そして、上記した２パス以上の多層溶接として１パスあたりの溶接入熱量を抑制し、初層溶接における所定の接合深さを得るための溶接条件について、さらに研究を進めた。その結果、開先条件を所定の条件とした上で、初層の溶接条件、特に溶接トーチ角度およびウイービング条件を適正に制御することで、立向き溶接において問題となる溶融金属の垂れの抑制を含むビード形状の安定化と溶接欠陥の発生防止とを図りつつ、上記した初層溶接における接合深さが達成できた。これにより、板厚が４０ｍｍ以上の厚鋼材であっても、高品質でかつ高能率な立向き狭開先ガスシールドアーク溶接を行うことが可能になるとの知見を得た。
　本発明は、上記の知見に立脚するものである。
　すなわち、本発明の要旨構成は次のとおりである。
１．開先角度を２５°以下、開先ギャップを２０ｍｍ以下として、板厚が４０ｍｍ以上である２枚の厚鋼材を、ウイービングを用いる立向き多層溶接により接合する立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法において、
　初層溶接時に、溶接トーチの角度を水平方向に対して２５°以上７５°以下、溶接入熱を３０ｋＪ／ｃｍ以上１７０ｋＪ／ｃｍ以下にするとともに、板厚方向へのウイービング深さを１５ｍｍ以上５０ｍｍ以下、かつ初層溶接における溶接ビード幅をＷとした場合に、板厚方向および溶接線に直角な方向へのウイービング最大幅を（Ｗ−６）ｍｍ以上Ｗｍｍ以下として、溶接トーチのウイービングを行い、
　前記初層溶接における接合深さを２０ｍｍ以上５０ｍｍ以下とする立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
２．前記初層溶接のウイービングにおいて、溶接線方向から見た溶接トーチのウイービングパターンがコ字形である前記１に記載の立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
３．前記初層溶接における溶接金属のＳ量およびＯ量の合計が４５０質量ｐｐｍ以下でかつ、Ｎ量が１２０質量ｐｐｍ以下である前記１または２に記載の立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
４．前記初層溶接で用いる溶接ワイヤのＳｉ量およびＭｎ量の合計が１．５質量％以上３．５質量％以下である前記１~３のいずれかに記載の立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
５．前記初層溶接で用いる溶接ワイヤのＴｉ量、Ａｌ量およびＺｒ量の合計が０．０８質量％以上０．５質量％以下である前記１~４のいずれかに記載の立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
６．シールドガスとして２０体積％以上のＣＯ２ガスを含有するガスを用いる前記１~５のいずれかに記載の立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
７．前記初層溶接において、平均溶接電流が２７０Ａ以上３６０Ａ以下の範囲である請求項１~６のいずれかに記載の立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
　本発明によれば、板厚が４０ｍｍ以上の厚鋼材を溶接する場合であっても、立向き溶接において問題となる溶融金属の垂れ抑制を含むビード形状の安定化と溶接欠陥を防止しつつ、高品質でかつ高能率な狭開先ガスシールドアーク溶接を実施することができる。
　そして、本発明の溶接方法は、通常のガスシールドアーク溶接と比べ溶着量が少なく、溶接の高能率化による省エネルギー化も達成できるので、溶接施工コストの大幅な低減が可能となる。
　また、本発明の溶接方法では、特許文献４に示したエレクトロガスアーク溶接装置のような溶融金属の垂れ落ちを防止する水冷式の銅当金の押し付け機構は不要なので、装置の複雑化を回避することができ、さらには、多パスでの溶接施工により１パス当たりの溶接入熱を抑制することができるので、溶接金属および鋼材熱影響部で所望とする機械的特性の確保が容易となる。
本発明の溶接方法における各種開先形状を示すものである。 Ｖ形の開先形状において、本発明の溶接方法により初層溶接を施工する際の施工要領を示すものである。 Ｖ形の開先形状において、本発明の溶接方法により初層溶接を施した後の開先断面を示すものである。 初層溶接のウイービングにおける、溶接線方向から見た溶接トーチのウイービングパターンを示すものであり、（ａ）がコ字形、（ｂ）が台形、（ｃ）がＶ字形、（ｄ）が三角形のものである。 本発明の発明例（Ｎｏ．７）において、本発明の溶接方法により初層溶接を施した後の写真であり、（ａ）は全体の外観を、（ｂ）は開先断面を示すものである。
　以下、本発明を具体的に説明する。
　図１（ａ）~（ｃ）は、本発明の溶接方法で対象とする各種開先形状を示すものである。図中、符号１が厚鋼材、２が厚鋼材の開先面、３が（Ｙ形開先における）鋼材下段部の開先であり、記号θで開先角度を、Ｇで開先ギャップを、ｔで板厚を、ｈで（Ｙ形開先における）鋼材下段部の開先高さを示す。
　同図で示したように、本発明の溶接方法における開先形状はＶ形開先（Ｉ形開先およびレ形開先を含む）およびＹ形開先のいずれとすることも可能であり、また図１（ｃ）に示すように多数段のＹ形開先とすることも可能である。
　なお、本発明においては、図１（ｂ）および（ｃ）に示すように、Ｙ形開先の場合の開先角度および開先ギャップを、鋼材下段部の開先における開先角度、開先ギャップとする。ここで、鋼材下段部の開先とは、溶接時に裏面（溶接装置（溶接トーチ）側の面を表面、その反対側の面を裏面とする）となる鋼材面から板厚の２０~４０％程度までの領域を意味する。
　また、図２は、Ｖ形の開先形状において、本発明の溶接方法における初層溶接を施工する際の施工要領を示すものである。図中、符号４が溶接トーチ、５が溶接ワイヤ、６が裏当て材であり、φが水平方向に対する溶接トーチの角度である。なお、溶接線、溶融池および溶接ビードについては、図示を省略している。
　ここに、本発明の溶接方法は、図２に示すように、所定の板厚となる２枚の厚鋼材を突き合わせ、これらの厚鋼材同士を、ウイービングを用いる立向き溶接により接合するガスシールドアーク溶接であり、進行方向を上向きとする上進溶接を基本とする。
　なお、ここでは、Ｖ形の開先形状を例にして示したが、他の開先形状でも同様である。
　さらに、図３は、Ｖ形の開先形状において、本発明の溶接方法により初層溶接を施した後の開先断面を示すものである。図中、符号７が溶接ビードであり、記号Ｄで初層溶接における接合深さを、Ｗで初層溶接における溶接ビード幅（初層溶接後の開先間のギャップ）を示す。
　なお、初層溶接における接合深さＤは、溶接時に裏面となる鋼材面を起点とした場合の初層溶接ビード高さの最小値（起点の鋼材面から最も近い（低い）初層溶接ビード高さ）として定義される。
　ここでは、Ｖ形の開先形状を例にして示したが、他の開先形状でもＤおよびＷは同様である。
　次に、本発明の溶接方法において、底部開先角度、底部開先ギャップおよび鋼材の板厚を前記の範囲に限定した理由について説明する。
開先角度θ：２５°以下
　鋼材の開先部は小さいほどより早く高能率な溶接を可能とする反面、融合不良等の欠陥が生じやすい。また、開先角度が２５°を超える場合の溶接は、従来の施工方法でも実施可能である。このため、本発明では、従来の施工方法では施工が困難であり、かつ一層の高能率化が見込まれる開先角度：２５°以下の場合を対象とする。
　なお、Ｖ形開先において、開先角度が０°の場合はいわゆるＩ形開先と呼ばれ、溶着量の面からはこの０°の場合が最も効率的であるが、溶接熱ひずみにより溶接中に開先が閉じてくるため、これを見込んで、板厚ｔ（ただし、Ｙ形開先の場合には鋼材下段部の開先高さｈ）に応じた開先角度を設定することが好ましい。
　具体的には、開先角度は（０．５×ｔ／２０）~（２．０×ｔ／２０）°の範囲とすることが好ましく、さらに好ましくは（０．８×ｔ／２０）~（１．２×ｔ／２０）°の範囲である。例えば、板厚ｔが１００ｍの場合、開先角度は２．５~１０°の範囲が好ましく、さらに好ましくは４~６°の範囲である。
　ただし、板厚ｔが１００ｍｍを超えると、好適範囲の上限は１０°を超えるようになるが、この場合の好適範囲の上限は１０°とする。
開先ギャップＧ：２０ｍｍ以下
　鋼材の開先部は小さいほど、より早く高能率な溶接を可能とする。また、開先ギャップが２０ｍｍを超える場合の溶接は、溶融金属が垂れ易く施工が困難である。その対策には、溶接電流を低く抑えることが必要となるが、スラグ巻込み等の溶接欠陥が発生し易くなる。そのため、開先ギャップは２０ｍｍ以下の場合を対象とする。好ましくは４ｍｍ以上１２ｍｍ以下の範囲である。
板厚ｔ：４０ｍｍ以上
　鋼材の板厚は４０ｍｍ以上とする。というのは、鋼材の板厚が４０ｍｍ未満であれば、従来の溶接方法、例えば、特許文献４のエレクトロガスアーク溶接といった１パス溶接を用いても、溶接入熱量を抑制することができるからである。
　例えば、板厚ｔ：３５ｍｍで、開先角度：２０°、開先ギャップ：８ｍｍのＶ形開先の場合、特許文献４のエレクトロガスアーク溶接を用いた１パス溶接による入熱量は１５０ｋＪ／ｃｍ程度となる。
　なお、一般の圧延鋼材を対象とする場合、板厚は一般に１００ｍｍが上限である。よって、本発明で対象とする鋼材の板厚の上限は１００ｍｍ以下とすることが好ましい。
　なお、本発明で対象とする鋼種としては、高張力鋼（例えば、造船用極厚ＹＰ４６０ＭＰａ級鋼（引張強さ５７０ＭＰａ級鋼）や建築用ＴＭＣＰ鋼ＳＡ４４０（引張強さ５９０ＭＰａ級鋼））が特に好適である。というのは、高張力鋼は、溶接入熱制限が厳しく、溶接金属に割れが生じ易い他、溶接熱影響により要求される継手強度や靭性が得られない。これに対し本発明では、入熱量：１７０ｋＪ／ｃｍ以下で効率良く溶接が可能であり、５９０ＭＰａ級高張力鋼板、高合金系となる５９０ＭＰａ級耐食鋼の溶接も可能である。当然、軟鋼にも問題なく対応できる。
　以上、本発明の溶接方法において、開先角度、開先ギャップおよび鋼材の板厚を限定した理由について説明したが、本発明では、厚鋼材を狭開先に適した入熱量で効率良く溶接するため２パス以上の多層溶接とし、初層溶接条件を適正に制御しつつ初層溶接における接合深さを所定の範囲とすることが重要である。
　以下、これら初層溶接における接合深さの限定理由および初層溶接条件について、説明する。
初層溶接における接合深さＤ：２０ｍｍ以上５０ｍｍ以下
　本発明で対象とする板厚：４０ｍｍ以上の厚鋼材を２パス以上の多層溶接で溶接するには、初層溶接における接合深さを２０ｍｍ以上とする必要がある。初層溶接における接合深さが２０ｍｍ未満では、溶接熱が集中するため、溶融金属の垂れが発生する。一方、初層溶接における接合深さが５０ｍｍを超えると、溶接入熱が過多となりやすい他、高温割れや、溶接中の熱が分散することによる開先面の融合不良、スラグ巻き込みなどの溶接欠陥が発生する。従って、初層溶接における接合深さは２０ｍｍ以上５０ｍｍ以下とする。好ましくは、２５ｍｍ以上４０ｍｍ以下である。
溶接トーチ（給電チップ先端）の角度φ：水平方向に対して２５°以上７５°以下
　溶接トーチの角度は垂直より水平に近づけることで、アークが溶接ビード表面より裏面向きとなり、溶融金属の垂れを抑制することができる。ここで、溶接トーチの角度が水平方向に対して２５°未満では溶接ビードの形成が困難であり、溶接トーチの角度が水平方向に対して７５°超では溶融金属の垂れを抑制することが困難となる。従って、溶接トーチの角度は水平方向に対して２５°以上７５°以下とする必要がある。好ましくは３０°以上４５°以下である。
溶接入熱量：３０ｋＪ／ｃｍ以上１７０ｋＪ／ｃｍ以下
　多層溶接では、１パス当たりの入熱量（＝溶着量）を大きくすることでパス数を減らし、溶接積層欠陥を低減することができる。しかし、溶接入熱量が大きくなり過ぎると、溶接金属の強度、靭性の確保が難しくなる他、鋼材熱影響部の軟化抑制、結晶粒粗大化による靭性の確保が難しくなる。特に、溶接入熱量が１７０ｋＪ／ｃｍを超えると、溶接金属の特性確保のため、鋼材希釈を考慮した専用ワイヤが不可欠となり、さらに、鋼材でも、溶接入熱に耐えられる設計の鋼材が不可欠となる。一方、溶融金属を確保し、溶接欠陥のない溶接部を得るためには、溶接入熱量は高い方が有利であり、狭開先において溶接入熱３０ｋＪ／ｃｍ未満では開先面の溶融が不足し、積層欠陥の発生が避けられない。
　従って、溶接入熱量は、３０ｋＪ／ｃｍ以上１７０ｋＪ／ｃｍ以下とする。好ましくは、９０ｋＪ／ｃｍ以上１６０ｋＪ／ｃｍ以下である。
溶接トーチのウイービングにおける板厚方向へのウイービング深さＬ：１５ｍｍ以上５０ｍｍ以下
　本発明の溶接方法は溶接トーチのウイービングを行うものであるが、この溶接トーチのウイービングにおける板厚方向へのウイービング深さＬならびに後述する板厚方向および溶接線に直角な方向へのウイービング最大幅Ｍを適正に制御することが重要である。
　なお、各種ウイービングパターンにおける板厚方向へのウイービング深さＬならびに板厚方向および溶接線に直角な方向へのウイービング最大幅Ｍは、図４（ａ）~（ｄ）に示すとおりになる。
　ここで、本発明の溶接方法で基本とする立向き上進溶接においては、接合深さと板厚方向のウイービング幅は同程度になるため、板厚方向へのウイービング深さが１５ｍｍ未満では、初層溶接における接合深さを２０ｍｍ以上とすることが困難である。一方、板厚方向へのウイービング深さが５０ｍｍを超えると、初層溶接における接合深さを５０ｍｍ以下とすることが困難となるだけでなく、溶接入熱量が過多となって、溶接金属や鋼材の熱影響部において所望の機械的特性を得ることが困難となる他、高温割れや、溶接中の熱が分散することによる開先面の融合不良、スラグ巻き込みなどの溶接欠陥が発生し易くなる。
　従って、板厚方向へのウイービング深さは、１５ｍｍ以上５０ｍｍ以下とする。好ましくは、２５ｍｍ以上３５ｍｍ以下の範囲である。
溶接トーチのウイービングにおける板厚方向および溶接線に直角な方向へのウイービング最大幅Ｍ：（Ｗ−６）ｍｍ以上Ｗｍｍ以下（Ｗ：初層溶接における溶接ビード幅）
　開先面の未溶融を防ぐためには、板厚方向および溶接線に直角な方向へのウイービング最大幅を（Ｗ−６）ｍｍ以上とする必要がある。一方、板厚方向および溶接線に直角な方向へのウイービング最大幅がＷｍｍを超えると、溶融金属が垂れてしまい溶接が成り立たない。
　従って、板厚方向および溶接線に直角な方向へのウイービング最大幅は、（Ｗ−６）ｍｍ以上Ｗｍｍ以下の範囲とする。好ましくは、（Ｗ−４）ｍｍ以上（Ｗ−１）ｍｍ以下の範囲である。
　また、溶接トーチのウイービングパターンについては特に限定されず、図４（ａ）~（ｄ）に示すように、溶接線方向（溶接進行方向と一致し、通常は鉛直方向）から見てコの字形、Ｖ字形、台形および三角形等とすることができる。なお、図４（ａ）~（ｄ）中、溶接トーチの向きが変わる各点（図４（ａ）でいうとＢ点およびＣ点）での溶接トーチの軌跡は、角張るようにしても、丸みを帯びるようにしてもよい。
　ただし、立向き上進溶接においては、溶接表面側に近い箇所でのウイービングは溶融金属の垂れ落ちを生じさせ易く、さらに、溶接トーチ動作が開先面とずれると、開先面の均一な溶融が得られず、融合不良等の溶接欠陥が生じ易い。特に、反転動作を必要としない一般的な台形および三角形のウイービングパターンは、装置負荷が小さい反面、溶接表面側に近い箇所での溶接トーチ動作（図４（ｂ）における台形ウイービングパターンのＤ点→Ａ点、図４（ｄ）における三角形ウイービングパターンのＣ点→Ａ点）により、溶融金属の垂れ落ちが生じ易い。このため、溶融金属の垂れ落ちを抑制するという観点からは、溶接表面側でのトーチ動作のないコの字形またはＶ字形のウイービングパターンとすることが好ましい。
　さらに、Ｖ字形や三角形のウイービングパターンでは、開先ギャップが大きい（例えば、６ｍｍ以上）場合、溶接トーチ動作が開先面とずれてしまい（例えば、図４（ｃ）におけるＡ点→Ｂ点の動作において、溶接トーチ先端の軌跡が開先面（溶接トーチに近い側）と平行でなくなるなど）、開先面の均一な溶融が得られず、融合不良等の溶接欠陥が生じ易くなる。従って、このような場合には、開先面と平行に溶接トーチを動作させることが可能なコの字形のウイービングパターンとすることが最適である。
　なお、板厚方向における、ウイービング時の溶接トーチ先端の最深点（例えば、図４（ａ）、（ｂ）におけるＢ点およびＣ点、図４（ｃ）、（ｄ）におけるＢ点）の鋼材裏面からの距離ａは、通常２~５ｍｍ程度である。
　また、本発明で対象とする開先形状に対し、コ字形ウイービングや台形ウイービングを適用する場合、図４（ａ）、（ｂ）中のＭ１、Ｍ２、Ｍ３は、それぞれ２~１８ｍｍ、０~１０ｍｍ、０~１０ｍｍ程度となる。
　さらに、ウイービング時の周波数や停止時間（図４に示すＡ点などの各点における停止時間）は特に限定されるものではなく、例えば周波数は０．２５~０．５Ｈｚ（好ましくは０．４~０．５Ｈｚ）、停止時間は０~０．５秒（好ましくは０．２~０．３秒）程度とすればよい。
　以上、基本条件について説明したが、本発明の溶接方法では、以下の条件をさらに満足させることにより、特に立向き溶接において問題となる溶融金属の垂れを抑制し、ビード形状の一層の安定化を図ることができる。
初層溶接における溶接金属のＳ量およびＯ量の合計量：４５０質量ｐｐｍ以下
　安定した立向き上進溶接を実現するには、溶融金属の垂れを防ぎ、かつ安定した溶接ビード形状（凹凸のない平滑なビード）を得る必要があり、特に、溶融金属の垂れを防ぐには、溶融金属の表面張力と粘性の低下させるＳ量およびＯ量を低く管理することが重要である。
　ここに、溶接金属のＳ量およびＯ量の合計量が４５０質量ｐｐｍ（以下、単にｐｐｍともいう）を超えると、表面張力と粘性の低下に加えて溶接金属の対流が表面で外向きとなり、高温の溶接金属が中央から周辺に向かって対流して、溶融金属が広がりを持ち、溶融金属の垂れが生じ易くなる。このため、溶融金属の表面張力と粘性、湯流れを支配する、溶接金属のＳ量およびＯ量は、これらの合計量で４５０ｐｐｍ以下とすることが好ましい。より好ましくは４００ｐｐｍ以下である。
　また、溶接ワイヤには、表面張力を下げ、溶接ビードを平坦化する目的で、通常、Ｓが０．０１０~０．０２５質量％含まれている。溶接金属のＳ量の低減には、このような溶接ワイヤ自体のＳ量の低減に加えて、鋼材中のＳ量を下げることが有効である。
　さらに、溶接金属のＯ量は、シールドガス中のＣＯ２の酸化により増加する。例えば、シールドガスとして１００％ＣＯ２ガスを用いる場合、溶接金属中のＯ量は、０．０４０~０．０５０質量％程度増加する。このような溶接金属のＯ量の低減には、溶接ワイヤ自体に通常０．００３~０．００６質量％程度含まれるＯの低減に加えて、溶接ワイヤへのＳｉおよびＡｌ添加が有効である。また、溶接電流およびアーク電圧を高くし、溶融金属中のスラグメタル反応（脱酸反応）とスラグの凝集、溶接ビード表面への浮上を十分に行わせることも有効である。
初層溶接における溶接金属のＮ量：１２０ｐｐｍ以下
　溶接金属中の窒素（Ｎ）は、凝固の際に溶接金属より排出され気泡となる。この気泡の発生が湯面の振動を招き、溶融金属の垂れの原因となる。特に、溶接金属中のＮ量が１２０ｐｐｍを超えると、溶融金属の垂れが生じ易くなることから、初層溶接における溶接金属のＮ量は１２０ｐｐｍ以下とすることが好ましい。より好ましくは６０ｐｐｍ以下である。
　また、通常、溶接ワイヤには不純物として窒素（Ｎ）が５０~８０ｐｐｍ含まれており、ここから、シールドガスの不純物と大気の混入により、溶接金属中のＮ量が２０~１２０ｐｐｍ程度増加する。一方、通常、アーク溶接のノズル内径は１６~２０ｍｍ程度であるため、このようなノズルを用いて、このノズル内径を超える接合深さとなる溶接金属部分を完全にシールドすることは困難であり、結果的に、溶接金属中のＮ量が２００ｐｐｍを超えてしまう場合もある。
　このようなＮ量の増加を防ぎ、初層溶接における溶接金属のＮ量を１２０ｐｐｍ以下、さらには６０ｐｐｍ以下とするには、通常のアーク溶接のノズルとは別のガスシールド系統を設け、これにより、溶接金属への大気の混入を抑制することが有効である。
　なお、溶接時の鋼材希釈により、鋼材から溶接金属にＳ、ＯおよびＮが溶出するため、Ｓ：０．００５質量％以下、Ｏ：０．００３質量％以下およびＮ：０．００４質量％以下の鋼材を用いることが、上記した初層溶接における溶接金属のＳ量、Ｏ量およびＮ量を抑制する上では好適である。
初層溶接で用いる溶接ワイヤのＳｉ量およびＭｎ量の合計：１．５質量％以上３．５質量％以下
　上記した溶融金属の垂れを防ぎかつ安定した溶接ビード形状の外観を得るには、適正量のスラグを形成することが重要である。スラグは主にＳｉＯ２とＭｎＯで構成されており、このスラグ量は、溶接ワイヤのＳｉ量およびＭｎ量の合計に大きく左右される。
　ここに、溶接ワイヤのＳｉ量およびＭｎ量の合計が１．５質量％未満では、溶融金属の垂れを防ぐのに十分なスラグ量が得られない。一方、溶接ワイヤのＳｉ量およびＭｎ量の合計が３．５質量％を超えると、スラグが塊となり次層以降の溶接に支障を与える場合がある。従って、初層溶接で用いる溶接ワイヤのＳｉ量およびＭｎ量の合計は、１．５質量％以上３．５質量％以下とすることが好ましい。より好ましくは１．８質量％以上２．８質量％以下である。
初層溶接で用いる溶接ワイヤのＴｉ量、Ａｌ量およびＺｒ量の合計：０．０８質量％以上０．５質量％以下
　上記した溶融金属の垂れを防ぎかつ安定した溶接ビード形状の外観を得るのに重要な役割を果たすスラグの物性（粘性）に大きく影響するのが、ＴｉＯ２、Ａｌ２Ｏ３、Ｚｒ２Ｏ３である。
　ここに、溶接ワイヤのＴｉ量、Ａｌ量およびＺｒ量の合計が０．０８質量％未満では、溶融金属の垂れを防ぐのに有効なスラグの粘性が得られない。一方、溶接ワイヤのＴｉ量、Ａｌ量およびＺｒ量の合計が０．５質量％超えると、スラグの除去、再溶融ともに困難となり、次層以降の溶接に支障が生じる。
　従って、初層溶接で用いる溶接ワイヤのＴｉ量、Ａｌ量およびＺｒ量の合計は、０．０８質量％以上０．５質量％以下とすることが好ましい。より好ましくは０．１５質量％以上０．２５質量％以下である。
　なお、上記した以外の溶接ワイヤの成分については、溶接する厚鋼材の成分に応じ適宜選択すればよいが、上記した溶接金属中のＳ量、Ｏ量およびＮ量を抑制する観点からは、Ｓ：０．０３質量％以下、Ｏ：０．０１質量％以下、Ｎ：０．０１質量％以下とし、さらにＳｉ：０．０５~０．８０質量％、Ａｌ：０．００５~０．０５０質量％の範囲とした溶接ワイヤ（例えば、ＪＩＳ　Ｚ　３３１２　ＹＧＷ１８やＪＩＳ　Ｚ　３３１９　ＹＦＥＧ−２２Ｃ等）を用いることが、好適である。
シールドガス組成：ＣＯ２ガスを２０体積％以上
　溶接部の溶け込みは、アークそのものによるガウジング効果と高温状態にある溶接金属の対流によって支配されている。溶接金属の対流が内向きとなる場合、高温の溶接金属が上から下方向に対流するのでアーク直下の溶け込みが増す。一方、溶接金属の対流が外向きとなる場合、高温の溶接金属が中央から左右方向に対流し、溶接ビードが広がりを持つとともに開先面の溶け込みが増す。従って、本発明の目標とする厚鋼材の立向き多層ガスシールドアーク溶接において、溶融（溶接）金属の垂れを抑制し均一な溶接ビード形状を得るには、溶接金属の対流を内向きとすることが好ましい。
　ここで、溶接金属の湯流れを支配する酸素（Ｏ）を低減する観点で言えば、ＣＯ２ガスを低く抑える方が有利であるが、ＣＯ２ガスは解離吸熱反応によりアークそのものを緊縮させ、溶接金属の対流をより内向きとする効果がある。
　このため、シールドガス組成としては、ＣＯ２ガスを２０体積％以上とすることが好ましい。より好ましくは６０体積％以上である。なお、ＣＯ２ガス以外の残部は、Ａｒ等の不活性ガスを用いればよい。また、ＣＯ２ガス：１００体積％であってもよい。
　また、溶接部の溶け込みは、アークの指向性およびガウジング効果にも影響される。従って、溶接の極性は、アークの指向性およびガウジング効果のより大きいワイヤマイナス（正極性）とすることが好ましい。
　上記以外の条件については、特に規定する必要はないが、平均溶接電流２７０Ａ未満では、溶融池が小さく、表面側ではトーチウイービング毎に溶融と凝固を繰り返す多層溶接のような状態となり融合不良、スラグ巻き込みが生じ易い。一方、平均溶接電流が３６０Ａを超えると、溶融（溶接）金属の垂れが生じ易くなる他、溶接ヒュームとスパッタによりアーク点の確認が困難となるため施工中の調整が難しくなる。このため、平均溶接電流は、２７０~３６０Ａとすることが好ましい。また、平均溶接電流を２７０~３６０Ａとすることで、溶接ヒューム、スパッタの発生を抑えつつ安定した溶込みが得られることから、本発明の溶接を行う上で一層有利となる。
　これ以外の条件については定法に従えばよく、例えば、溶接電圧：３２~３７Ｖ（電流とともに上昇）、溶接速度（上進）：３~１５ｃｍ／分（好適には４~９ｃｍ／分）、ワイヤ突き出し長さ：２０~４５ｍｍ、ワイヤ径：１．２~１．６ｍｍ程度とすればよい。
　なお、初層以外の各層における溶接条件については、特に限定されず、基本的には上記した初層の溶接条件と同様とすればよい。
　また、溶接完了までの積層数は、積層欠陥を防止する観点から２乃至４層程度とすることが好ましい。なお、本発明の溶接方法では、１層あたり１パスの積層溶接を基本とする。
　表１に示す開先形状とした２枚の鋼材に、表２に示す溶接条件で狭開先の立向き上進多層ガスシールドアーク溶接を施した。
　ここで、鋼材はいずれも、Ｓ：０．００５質量％以下、Ｏ：０．００３質量％以下、Ｎ：０．００４質量％以下のものを用いた。なお、鋼材の開先加工には、ガス切断を用い、開先面には研削等の手入れは行わなかった。
　また、溶接ワイヤは、鋼材強度用またはそれより１ランク上用のグレードの１．２ｍｍφのソリッドワイヤを用いた。なお、使用した溶接ワイヤ中の成分組成はいずれも、Ｓ：０．００５質量％以下、Ｏ：０．００３質量％以下、Ｎ：０．００５質量％以下、Ｓｉ：０．６~０．８質量％、Ａｌ：０．００５~０．０３質量％であった。
　さらに、溶接電流は２７０~３６０Ａ、溶接電圧は３２~３７Ｖ（電流とともに上昇）、平均溶接速度は３~１５ｃｍ／分（溶接中に調整）、平均のワイヤ突き出し長さは３０ｍｍとし、溶接長さは４００ｍｍとした。また、Ｎｏ．１１を除き、通常のアーク溶接のノズルとは別のガスシールド系統を設けて、溶接を行った。
　なお、初層以外の各層における溶接については、基本的に初層溶接と同じ入熱条件とした。
　初層溶接後、任意に選んだ５点の断面マクロ組織観察により、ビード幅および接合深さを測定した。なお、ビード幅については、測定した値の最大値を初層溶接ビード幅Ｗとし、接合深さについては、測定した値の最小値を初層溶接接合深さＤとした。
　また、初層溶接時における溶融金属の垂れを、目視により次のように評価した。
　◎：溶接金属の垂れなし
　○：溶接金属の垂れ２箇所以下
　×：溶接金属の垂れ５箇所以上、または、溶接中断
　さらに、最終的に得られた溶接継手について、超音波探傷検査を実施し、次のように評価した。
　◎：検出欠陥なし
　○：欠陥長さが３ｍｍ以下の合格欠陥のみを検出
　×：欠陥長さが３ｍｍを超える欠陥を検出
　これらの結果も併せて表２に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　表２に示したとおり、発明例であるＮｏ．１~１４では、初層溶接金属の垂れはないか、あっても２箇所以下であった。また、超音波探傷検査でも、検出欠陥がないか、あっても欠陥長さが３ｍｍ以下であった。
　一方、比較例であるＮｏ．１５~１９は、５箇所以上の溶接金属の垂れがあるか、および／または超音波探傷検査において欠陥長さが３ｍｍ超の欠陥が検出された。
　また、図５（ａ）に発明例であるＮｏ．７の初層溶接後の表（溶接施工側）の外観写真を、（ｂ）に断面マクロ組織写真の一例を示す。同図より、ウイービング条件等を適正に制御したＮｏ．７の発明例では、初層溶接における接合深さＤが２８ｍｍ程度と所望の接合深さが得られていることがわかる。また、同時に安定した溶接ビード形状も得られていた。
　１：厚鋼材
　２：厚鋼材の開先面
　３：鋼材下段部の開先
　４：溶接トーチ
　５：溶接ワイヤ
　６：裏当て材
　７：溶接ビード
　θ：開先角度
　Ｇ：開先ギャップ
　ｈ：鋼材下段部の開先高さ
　ｔ：板厚
　φ：水平方向に対する溶接トーチの角度
　Ｄ：初層溶接における接合深さ
　Ｗ：初層溶接における溶接ビード幅
　Ｌ：板厚方向へのウイービング深さ
　Ｍ：板厚方向および溶接線に直角な方向へのウイービング最大幅

Claims (7)

  1. 　開先角度を２５°以下、開先ギャップを２０ｍｍ以下として、板厚が４０ｍｍ以上である２枚の厚鋼材を、ウイービングを用いる立向き多層溶接により接合する立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法において、
    　初層溶接時に、溶接トーチの角度を水平方向に対して２５°以上７５°以下、溶接入熱を３０ｋＪ／ｃｍ以上１７０ｋＪ／ｃｍ以下にするとともに、板厚方向へのウイービング深さを１５ｍｍ以上５０ｍｍ以下、かつ初層溶接における溶接ビード幅をＷとした場合に、板厚方向および溶接線に直角な方向へのウイービング最大幅を（Ｗ−６）ｍｍ以上Ｗｍｍ以下として、溶接トーチのウイービングを行い、
    　前記初層溶接における接合深さを２０ｍｍ以上５０ｍｍ以下とする立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
  2. 　前記初層溶接のウイービングにおいて、溶接線方向から見た溶接トーチのウイービングパターンがコの字形である請求項１に記載の立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
  3. 　前記初層溶接における溶接金属のＳ量およびＯ量の合計が４５０質量ｐｐｍ以下でかつ、Ｎ量が１２０質量ｐｐｍ以下である請求項１または２に記載の立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
  4. 　前記初層溶接で用いる溶接ワイヤのＳｉ量およびＭｎ量の合計が１．５質量％以上３．５質量％以下である請求項１~３のいずれかに記載の立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
  5. 　前記初層溶接で用いる溶接ワイヤのＴｉ量、Ａｌ量およびＺｒ量の合計が０．０８質量％以上０．５質量％以下である請求項１~４のいずれかに記載の立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
  6. 　シールドガスとして２０体積％以上のＣＯ２ガスを含有するガスを用いる請求項１~５のいずれかに記載の立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
  7. 　前記初層溶接において、平均溶接電流が２７０Ａ以上３６０Ａ以下の範囲である請求項１~６のいずれかに記載の立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
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