JP2804973B2 - 極低温用高Ｍｎ非磁性鋼のＭＩＧ溶接方法 - Google Patents
極低温用高Ｍｎ非磁性鋼のＭＩＧ溶接方法Info
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Description
【発明の詳細な説明】 〔産業上の利用分野〕 本発明は、極低温用高Mn非磁性鋼のMIG溶接方法に関
するものである。
するものである。
近年、核融合炉や超電導発電機等の超電導マグネット
支持構造材料として、−269℃の極低温においても高強
度・高靭性を有する高Mn非磁性鋼（例えば、Mn:10〜30w
t％,Ni:1〜15wt％,Cr:10〜20wt％,N:0.05〜0.30vol％を
含有する鋼）が注目されている。（特開昭60−13022号
公報、日本鋼管技報No.118（1987）参照） そして、この極低温用高Mn非磁性鋼の溶接方法として
は、日本鋼管技報No.118（1987）に報告されているよう
に、溶接部の品質面からTIG溶接及び電子ビーム溶接が
採用されている。
支持構造材料として、−269℃の極低温においても高強
度・高靭性を有する高Mn非磁性鋼（例えば、Mn:10〜30w
t％,Ni:1〜15wt％,Cr:10〜20wt％,N:0.05〜0.30vol％を
含有する鋼）が注目されている。（特開昭60−13022号
公報、日本鋼管技報No.118（1987）参照） そして、この極低温用高Mn非磁性鋼の溶接方法として
は、日本鋼管技報No.118（1987）に報告されているよう
に、溶接部の品質面からTIG溶接及び電子ビーム溶接が
採用されている。
しかしながら、上述したTIG溶接や電子ビーム溶接
は、ともに溶接コストが高く経済性を損ねるという問題
がある上、電子ビーム溶接については、真空チャンバ内
での溶接となるため、複雑な形状、あるいは大型の構造
物の溶接ができず、その適用が制限されるという問題が
あった。
は、ともに溶接コストが高く経済性を損ねるという問題
がある上、電子ビーム溶接については、真空チャンバ内
での溶接となるため、複雑な形状、あるいは大型の構造
物の溶接ができず、その適用が制限されるという問題が
あった。
一方、経済性、作業性に優れていることから一般的に
使用されているMIG溶接方法は、ブローホール等による
内部欠陥や表面欠陥、および表面酸化等が溶接部に発生
し易いため、極低温用高Mn非磁性鋼への適用には到って
いない。
使用されているMIG溶接方法は、ブローホール等による
内部欠陥や表面欠陥、および表面酸化等が溶接部に発生
し易いため、極低温用高Mn非磁性鋼への適用には到って
いない。
そこで、本発明は、上記の事情に鑑み、ブローホール
等による内部欠陥や表面欠陥、および表面酸化等の溶接
部における発生を防止して、特に経済性の面で優れてい
るMIG溶接方法を極低温用高Mn非磁性鋼に適用すべくな
したもので、その要旨は、極低温用高Mn非磁性鋼を、共
金系の溶接ワイヤを使用すると共に、シールドガスとし
てO2:2.2％以下,He:20％以上,Ar:残からなる混合ガスを
使用し、入熱量として下記式を満たす条件でMIG溶接す
る極低温用高Mn非磁性鋼のMIG溶接方法である。
等による内部欠陥や表面欠陥、および表面酸化等の溶接
部における発生を防止して、特に経済性の面で優れてい
るMIG溶接方法を極低温用高Mn非磁性鋼に適用すべくな
したもので、その要旨は、極低温用高Mn非磁性鋼を、共
金系の溶接ワイヤを使用すると共に、シールドガスとし
てO2:2.2％以下,He:20％以上,Ar:残からなる混合ガスを
使用し、入熱量として下記式を満たす条件でMIG溶接す
る極低温用高Mn非磁性鋼のMIG溶接方法である。
Ｊ≧0.67T−1.0 但し、J:入熱量（kJ/cm） T:極低温用高Mn非磁性鋼の板厚（mm） 以下、本発明を詳細に説明する。
本発明者等は、上記MIG溶接方法では、ブローホール
等による内部欠陥や表面欠陥、および表面酸化等が溶接
部に発生し易いため、極低温用高Mn非磁性鋼への適用に
は到っていないことの知見に基づき、これらの改善を行
うため鋭意研究を行った。
等による内部欠陥や表面欠陥、および表面酸化等が溶接
部に発生し易いため、極低温用高Mn非磁性鋼への適用に
は到っていないことの知見に基づき、これらの改善を行
うため鋭意研究を行った。
先ず、鋼のMIG溶接方法で、ごく一般的に使用されるA
rに僅かのO2を混合したシールドガスに着目し、C:0.04w
t％,S:0.31wt％,Mn:21.7wt％,P:0.010wt％,S:0.006wt
％,Ni:5.1wt％,Cr:12.5wt％,N:0.20wt％，残実質的にFe
からなる高Mn非磁性鋼の熱延板（板厚:20mm）に、この
熱延板と略同成分組成らなる共金系溶接ワイヤを用い
て、パルスアークMIG溶接によるビードオンプレート試
験を行い、表面酸化度に及ぼすシールドガス中のO2の混
合割合について調査した。この調査結果を第１表に示
す。
rに僅かのO2を混合したシールドガスに着目し、C:0.04w
t％,S:0.31wt％,Mn:21.7wt％,P:0.010wt％,S:0.006wt
％,Ni:5.1wt％,Cr:12.5wt％,N:0.20wt％，残実質的にFe
からなる高Mn非磁性鋼の熱延板（板厚:20mm）に、この
熱延板と略同成分組成らなる共金系溶接ワイヤを用い
て、パルスアークMIG溶接によるビードオンプレート試
験を行い、表面酸化度に及ぼすシールドガス中のO2の混
合割合について調査した。この調査結果を第１表に示
す。
尚、溶接条件は下記の通りである。
電流 :180A 電圧 : 25V 入熱量: 14kJ/cm シールドガス:Ar（25/min）＋O2 上表より明らかなように、シールドガス中のO2の混合
割合が2.3％以上になると、目視により溶接部の表面の
酸化が認められるようになり、2.3％未満であれば、酸
化が認めにくく良好であった。従って、シールドガス中
のO2の混合割合を2.2％以下とした。しかし、O2は、溶
接の際、溶融金属の表面張力を少なくして湯流れ性を良
くする作用を有するので、僅かでも混合させることが好
ましく、望ましくは0.1％以上混合させるとよい。
割合が2.3％以上になると、目視により溶接部の表面の
酸化が認められるようになり、2.3％未満であれば、酸
化が認めにくく良好であった。従って、シールドガス中
のO2の混合割合を2.2％以下とした。しかし、O2は、溶
接の際、溶融金属の表面張力を少なくして湯流れ性を良
くする作用を有するので、僅かでも混合させることが好
ましく、望ましくは0.1％以上混合させるとよい。
上述したように、シールドガス中のO2の混合割合は低
い方が好ましいことが確認されたけれど、ブローホール
等による内部欠陥や表面欠陥は、依然として改善されて
いないことから、この改善のため、溶込みを深くすると
言われている、高Ni合金等のMIG溶接で一部使用されて
いるHeを混合したシールドガスに着目し、上記O2の調査
に使用したと同じ成分組成からなる高Mn非磁性鋼の熱延
板（板厚:20mm）および共金系溶接ワイヤを用いて、パ
ルスアークMIG溶接によるビードオンプレート試験を行
い、ブローホールに及ぼすシールドガス中のHeの混合割
合について、JIS Ｚ 3106に基づく放射線透過試験に
より調査した。この調査結果を第１図に示す。
い方が好ましいことが確認されたけれど、ブローホール
等による内部欠陥や表面欠陥は、依然として改善されて
いないことから、この改善のため、溶込みを深くすると
言われている、高Ni合金等のMIG溶接で一部使用されて
いるHeを混合したシールドガスに着目し、上記O2の調査
に使用したと同じ成分組成からなる高Mn非磁性鋼の熱延
板（板厚:20mm）および共金系溶接ワイヤを用いて、パ
ルスアークMIG溶接によるビードオンプレート試験を行
い、ブローホールに及ぼすシールドガス中のHeの混合割
合について、JIS Ｚ 3106に基づく放射線透過試験に
より調査した。この調査結果を第１図に示す。
尚、溶接条件は、シールドガス中のHe混合量をArとの
合計量で25/minとした以外は上記O2の調査と同条件
（電流:180A,電圧:25V,入熱量:14kJ/cm）に設定した。
合計量で25/minとした以外は上記O2の調査と同条件
（電流:180A,電圧:25V,入熱量:14kJ/cm）に設定した。
第１図から明らかなように、溶接部のブローホール
は、シールドガス中のHeの混合割合が20％までは急激に
減少するが、20％以上ではブローホールが減少した状態
でほぼ横這いか、僅かに減少することが認められた。従
って、ブローホール等による内部欠陥や表面欠陥の発生
を抑制するため、シールドガス中のHeの混合割合を20％
以上とした。しかし、Heは、非常に高価であり経済性の
面からその含有量の上限は50％以下が望ましい。
は、シールドガス中のHeの混合割合が20％までは急激に
減少するが、20％以上ではブローホールが減少した状態
でほぼ横這いか、僅かに減少することが認められた。従
って、ブローホール等による内部欠陥や表面欠陥の発生
を抑制するため、シールドガス中のHeの混合割合を20％
以上とした。しかし、Heは、非常に高価であり経済性の
面からその含有量の上限は50％以下が望ましい。
次に、入熱量Ｊを特定した理由について説明する。
MIG溶接方法としては、安定した溶接作業性と品質が
確保されることから、ステンレス鋼の場合に採用される
100A以上のアーク電流および20V以上のアーク電圧を採
用して行われるパルスアーク法、スプレーアーク法が好
ましいが、高Mn非磁性鋼の場合は、上記条件でMIG溶接
しても、内部欠陥が発生する場合が確認され、鋭意研究
した結果、被溶接材の板厚と溶接入熱量との間に一定の
関係のあることをつかんだ。第２図は、その関係を確認
した結果を示すグラフ図で、C:0.06wt％,S:0.34wt％,M
n:22.3wt％,P:0.011wt％,S:0.003wt％,Ni:4.4wt％,Cr:1
2.8wt％,N:0.15wt％，残実質的にFeからなる高Mn非磁性
鋼の熱延板（板厚:6mm,20mm,40mm）に、この熱延板と略
同成分組成らなる共金系溶接ワイヤ、およびシールドガ
ス:Ar（18/min）＋O2（0.1/min）＋He（７/min）
を用いて、パルスアークMIG溶接によるビードオンプレ
ート試験を行い、それぞれの板厚において、JIS Ｚ 3
106に基づく放射線透過試験による第１種２級以上の内
部品質が得られる溶接入熱量を調査したものである。
確保されることから、ステンレス鋼の場合に採用される
100A以上のアーク電流および20V以上のアーク電圧を採
用して行われるパルスアーク法、スプレーアーク法が好
ましいが、高Mn非磁性鋼の場合は、上記条件でMIG溶接
しても、内部欠陥が発生する場合が確認され、鋭意研究
した結果、被溶接材の板厚と溶接入熱量との間に一定の
関係のあることをつかんだ。第２図は、その関係を確認
した結果を示すグラフ図で、C:0.06wt％,S:0.34wt％,M
n:22.3wt％,P:0.011wt％,S:0.003wt％,Ni:4.4wt％,Cr:1
2.8wt％,N:0.15wt％，残実質的にFeからなる高Mn非磁性
鋼の熱延板（板厚:6mm,20mm,40mm）に、この熱延板と略
同成分組成らなる共金系溶接ワイヤ、およびシールドガ
ス:Ar（18/min）＋O2（0.1/min）＋He（７/min）
を用いて、パルスアークMIG溶接によるビードオンプレ
ート試験を行い、それぞれの板厚において、JIS Ｚ 3
106に基づく放射線透過試験による第１種２級以上の内
部品質が得られる溶接入熱量を調査したものである。
第２図に示す結果によれば、極低温用高Mn非磁性鋼の
場合、被溶接材の板厚Ｔと溶接入熱量Ｊとが下記式を満
たす条件でMIG溶接すれば、JIS Ｚ 3106に基づく放射
線透過試験による第１種２級以上の内部品質が得られる
ことが確認された。
場合、被溶接材の板厚Ｔと溶接入熱量Ｊとが下記式を満
たす条件でMIG溶接すれば、JIS Ｚ 3106に基づく放射
線透過試験による第１種２級以上の内部品質が得られる
ことが確認された。
Ｊ≧0.67T−1.0 但し、J:入熱量（kJ/cm） T:極低温用高Mn非磁性鋼の板厚（mm） 尚、入熱量は、アーク電流、アーク電圧等の溶接条件
から計算により求められる。
から計算により求められる。
また、本発明の極低温用高Mn非磁性鋼のMIG溶接方法
においては、高温割れ等の防止の観点から、溶接前の予
熱はせず、且つパス間温度は150℃以内で行うのが好ま
しい。
においては、高温割れ等の防止の観点から、溶接前の予
熱はせず、且つパス間温度は150℃以内で行うのが好ま
しい。
以下、本発明を実施例により説明する。
第２表に示す化学成分からなる極低温用高Mn非磁性鋼
を、真空溶解により溶製し、鋳造して得た鋳塊を鍛造
後、板厚6mm,20mm,40mmの鋼板に熱間圧延して母材供試
鋼板を作成した。また溶接に使用する共金系溶接ワイヤ
（直径:1.2mm）の化学成分を第３表に示す。
を、真空溶解により溶製し、鋳造して得た鋳塊を鍛造
後、板厚6mm,20mm,40mmの鋼板に熱間圧延して母材供試
鋼板を作成した。また溶接に使用する共金系溶接ワイヤ
（直径:1.2mm）の化学成分を第３表に示す。
先ず、第２表に示す化学成分からなる板厚6mmの母材
供試鋼板と第３表に示す共金系溶接ワイヤとを第４表に
示す如く組合わせると共に、同表に示す溶接条件により
パルスアークMIG溶接を行った。溶接後、その溶接部に
ついて、酸化度の目視試験、JIS Ｚ 3106に基づく放
射線透過試験（以下RT試験と言う）、JIS Ｚ 2343に
基づく浸透探傷試験（以下PT試験と言う）を行うと共
に、これら試験による判定を第５表に示す判定基準によ
り行った。その判定結果を比較例と併せて第４表に示
す。
供試鋼板と第３表に示す共金系溶接ワイヤとを第４表に
示す如く組合わせると共に、同表に示す溶接条件により
パルスアークMIG溶接を行った。溶接後、その溶接部に
ついて、酸化度の目視試験、JIS Ｚ 3106に基づく放
射線透過試験（以下RT試験と言う）、JIS Ｚ 2343に
基づく浸透探傷試験（以下PT試験と言う）を行うと共
に、これら試験による判定を第５表に示す判定基準によ
り行った。その判定結果を比較例と併せて第４表に示
す。
第４表より明らかなように、シールドガスの成分とし
て、O2混合量を2.2％以下としHeを全く混合させない場
合、母材供試鋼板と共金系溶接ワイヤとの各組合わせと
も、ブローホールによる内部欠陥等が多発し、また溶接
部の表面の酸化度が安定していないのに対し、Heを20％
以上混合させた本発明例のものでは、RT試験およびPT試
験とも良好であり、且つ溶接部の表面の酸化度も安定し
たものであった。またビードNo.13のものは、O2混合量
を0.2％としHeを16％混合させたシールドガスを用いた
例であるが、O2混合量が適切で溶接部の表面の酸化度は
良好であったが、He混合量が少なかったためブローホー
ルの抑止効果が小さく、RT試験およびPT試験とも不良で
あった。またビードNo.14のものは、O2混合量を3.1％と
しHeを31％混合させたシールドガスを用いた例である
が、Heは適切な量を混合したのに対し、O2混合量が多か
ったためブローホールが多発し、RT試験およびPT試験と
も不良であり、しかも溶接部の表面の酸化度も悪かっ
た。
て、O2混合量を2.2％以下としHeを全く混合させない場
合、母材供試鋼板と共金系溶接ワイヤとの各組合わせと
も、ブローホールによる内部欠陥等が多発し、また溶接
部の表面の酸化度が安定していないのに対し、Heを20％
以上混合させた本発明例のものでは、RT試験およびPT試
験とも良好であり、且つ溶接部の表面の酸化度も安定し
たものであった。またビードNo.13のものは、O2混合量
を0.2％としHeを16％混合させたシールドガスを用いた
例であるが、O2混合量が適切で溶接部の表面の酸化度は
良好であったが、He混合量が少なかったためブローホー
ルの抑止効果が小さく、RT試験およびPT試験とも不良で
あった。またビードNo.14のものは、O2混合量を3.1％と
しHeを31％混合させたシールドガスを用いた例である
が、Heは適切な量を混合したのに対し、O2混合量が多か
ったためブローホールが多発し、RT試験およびPT試験と
も不良であり、しかも溶接部の表面の酸化度も悪かっ
た。
次に、第２表に示す化学成分からなる板厚20mmの母材
供試鋼板と第３表に示す共金系溶接ワイヤとを第６表に
示す如く組合わせると共に、同表に示す溶接条件により
パルスアークMIG溶接を行った。溶接後、その溶接部に
ついて、上記板厚6mmの母材供試鋼板の場合と同様に、
酸化度の目視試験、RT試験、PT試験を行うと共に、これ
ら試験による判定を第５表に示す判定基準により行っ
た。その判定結果を比較例と併せて第６表に示す。
供試鋼板と第３表に示す共金系溶接ワイヤとを第６表に
示す如く組合わせると共に、同表に示す溶接条件により
パルスアークMIG溶接を行った。溶接後、その溶接部に
ついて、上記板厚6mmの母材供試鋼板の場合と同様に、
酸化度の目視試験、RT試験、PT試験を行うと共に、これ
ら試験による判定を第５表に示す判定基準により行っ
た。その判定結果を比較例と併せて第６表に示す。
第６表より明らかなように、溶接条件としては、シー
ルドガスの各ガスの混合割合を上記板厚6mmの母材供試
鋼板の場合と同じにし、溶接入熱量を上記板厚6mmの母
材供試鋼板の場合よりも板厚が厚い分高めて溶接した
が、その判定結果は、板厚6mmの母材供試鋼板の場合と
同様、シールドガスの成分として、O2混合量を2.2％以
下としHeを全く混合させない場合、母材供試鋼板と共金
系溶接ワイヤとの各組合わせとも、ブローホールによる
内部欠陥等が多発し、また溶接部の表面の酸化度が安定
していないのに対し、Heを20％以上混合させた本発明例
のものでは、RT試験およびPT試験とも良好であり、且つ
溶接部の表面の酸化度も安定したものであった。
ルドガスの各ガスの混合割合を上記板厚6mmの母材供試
鋼板の場合と同じにし、溶接入熱量を上記板厚6mmの母
材供試鋼板の場合よりも板厚が厚い分高めて溶接した
が、その判定結果は、板厚6mmの母材供試鋼板の場合と
同様、シールドガスの成分として、O2混合量を2.2％以
下としHeを全く混合させない場合、母材供試鋼板と共金
系溶接ワイヤとの各組合わせとも、ブローホールによる
内部欠陥等が多発し、また溶接部の表面の酸化度が安定
していないのに対し、Heを20％以上混合させた本発明例
のものでは、RT試験およびPT試験とも良好であり、且つ
溶接部の表面の酸化度も安定したものであった。
また、ビードNo.25のものは、O2混合量を0.2％としHe
を16％混合させたシールドガスを用いた例であるが、O2
混合量が適切で溶接部の表面の酸化度は良好であった
が、He混合量が少なかったためブローホールの抑止効果
が小さく、RT試験およびPT試験とも不良であった。また
ビードNo.26のものは、O2混合量を3.1％としHeを31％混
合させたシールドガスを用いた例であるが、Heは適切な
量を混合したのに対し、O2混合量が多かったためブロー
ホールが多発し、RT試験およびPT試験とも不良であり、
しかも溶接部の表面の酸化度も悪かった。
を16％混合させたシールドガスを用いた例であるが、O2
混合量が適切で溶接部の表面の酸化度は良好であった
が、He混合量が少なかったためブローホールの抑止効果
が小さく、RT試験およびPT試験とも不良であった。また
ビードNo.26のものは、O2混合量を3.1％としHeを31％混
合させたシールドガスを用いた例であるが、Heは適切な
量を混合したのに対し、O2混合量が多かったためブロー
ホールが多発し、RT試験およびPT試験とも不良であり、
しかも溶接部の表面の酸化度も悪かった。
さらに、第２表に示す化学成分からなる板厚40mmの母
材供試鋼板についても、上記板厚6mmおよび板厚20mmの
母材供試鋼板の場合と同様に、第３表に示す共金系溶接
ワイヤを、第７表に示す如く組合わせると共に、同表に
示す溶接条件によりパルスアークMIG溶接を行い、その
溶接部について、酸化度の目視試験、RT試験、PT試験を
行うと共に、これら試験による判定を第５表に示す判定
基準により行った。その判定結果を比較例と併せて第７
表に示す。
材供試鋼板についても、上記板厚6mmおよび板厚20mmの
母材供試鋼板の場合と同様に、第３表に示す共金系溶接
ワイヤを、第７表に示す如く組合わせると共に、同表に
示す溶接条件によりパルスアークMIG溶接を行い、その
溶接部について、酸化度の目視試験、RT試験、PT試験を
行うと共に、これら試験による判定を第５表に示す判定
基準により行った。その判定結果を比較例と併せて第７
表に示す。
第７表に示す判定結果は、同表より明らかなように、
上記板厚6mmおよび板厚20mmの母材供試鋼板の場合の第
４表および第６表に示す判定結果とほぼ同傾向で、シー
ルドガスの成分として、O2混合量を2.2％以下としHeを
全く混合させない場合、母材供試鋼板と共金系溶接ワイ
ヤとの各組合わせとも、ブローホールによる内部欠陥等
が多発し、また溶接部の表面の酸化度が安定していない
のに対し、Heを20％以上混合させた本発明例のもので
は、RT試験およびPT試験とも良好であり、且つ溶接部の
表面の酸化度も安定したものであった。
上記板厚6mmおよび板厚20mmの母材供試鋼板の場合の第
４表および第６表に示す判定結果とほぼ同傾向で、シー
ルドガスの成分として、O2混合量を2.2％以下としHeを
全く混合させない場合、母材供試鋼板と共金系溶接ワイ
ヤとの各組合わせとも、ブローホールによる内部欠陥等
が多発し、また溶接部の表面の酸化度が安定していない
のに対し、Heを20％以上混合させた本発明例のもので
は、RT試験およびPT試験とも良好であり、且つ溶接部の
表面の酸化度も安定したものであった。
また、ビードNo.37のものは、O2混合量を0.2％としHe
を16％混合させたシールドガスを用いた例であるが、O2
混合量が適切で溶接部の表面の酸化度は良好であった
が、He混合量が少なかったためブローホールの抑止効果
が小さく、RT試験およびPT試験とも不良であった。また
ビードNo.38のものは、O2混合量を3.1％としHeを31％混
合させたシールドガスを用いた例であるが、Heは適切な
量を混合したのに対し、O2混合量が多かったためブロー
ホールが多発し、RT試験およびPT試験とも不良であり、
しかも溶接部の表面の酸化度も悪かった。
を16％混合させたシールドガスを用いた例であるが、O2
混合量が適切で溶接部の表面の酸化度は良好であった
が、He混合量が少なかったためブローホールの抑止効果
が小さく、RT試験およびPT試験とも不良であった。また
ビードNo.38のものは、O2混合量を3.1％としHeを31％混
合させたシールドガスを用いた例であるが、Heは適切な
量を混合したのに対し、O2混合量が多かったためブロー
ホールが多発し、RT試験およびPT試験とも不良であり、
しかも溶接部の表面の酸化度も悪かった。
４発明の効果〕 以上説明したように、本発明に係わる極低温用高Mn非
磁性鋼のMIG溶接方法によれば、溶接部にブローホール
等による内部欠陥や表面欠陥、および表面酸化等の発生
を防止して、極低温用高Mn非磁性鋼にMIG溶接を施すこ
とができ、極低温用高Mn非磁性鋼の溶接が経済的に行え
る。
磁性鋼のMIG溶接方法によれば、溶接部にブローホール
等による内部欠陥や表面欠陥、および表面酸化等の発生
を防止して、極低温用高Mn非磁性鋼にMIG溶接を施すこ
とができ、極低温用高Mn非磁性鋼の溶接が経済的に行え
る。
第１図は、極低温用高Mn非磁性鋼の溶接部におけるブロ
ーホールとシールドガス中のHeの混合割合との関係を示
すグラフ図、第２図は、極低温用高Mn非磁性鋼製被溶接
材の板厚と溶接入熱量との関係を示すグラフ図である。
ーホールとシールドガス中のHeの混合割合との関係を示
すグラフ図、第２図は、極低温用高Mn非磁性鋼製被溶接
材の板厚と溶接入熱量との関係を示すグラフ図である。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (56)参考文献 特開 昭58−47571（ＪＰ，Ａ) 特開 昭50−27746（ＪＰ，Ａ) 特開 昭51−61453（ＪＰ，Ａ) 特開 昭59−54493（ＪＰ，Ａ) 特開 昭62−54594（ＪＰ，Ａ) 日本鋼管技報、88（昭56−１−31) Ｐ．14−26 (58)調査した分野(Int.Cl.6，ＤＢ名) B23K 9/16,9/173,9/23
Claims (1)
- 【請求項１】極低温用高Mn非磁性鋼を、共金系の溶接ワ
イヤを使用すると共に、シールドガスとしてO2:2.2％以
下,He:20％以上,Ar:残からなる混合ガスを使用し、入熱
量として下記式を満たす条件でMIG溶接することを特徴
とする極低温用高Mn非磁性鋼のMIG溶接方法。 Ｊ≧0.67T−1.0 但し、J:入熱量（kJ/cm） T:極低温用高Mn非磁性鋼の板厚（mm）
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| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP33403889A JP2804973B2 (ja) | 1989-12-22 | 1989-12-22 | 極低温用高Ｍｎ非磁性鋼のＭＩＧ溶接方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP33403889A JP2804973B2 (ja) | 1989-12-22 | 1989-12-22 | 極低温用高Ｍｎ非磁性鋼のＭＩＧ溶接方法 |
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| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH03193271A JPH03193271A (ja) | 1991-08-23 |
| JP2804973B2 true JP2804973B2 (ja) | 1998-09-30 |
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ID=18272811
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| JP33403889A Expired - Fee Related JP2804973B2 (ja) | 1989-12-22 | 1989-12-22 | 極低温用高Ｍｎ非磁性鋼のＭＩＧ溶接方法 |
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-
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- 1989-12-22 JP JP33403889A patent/JP2804973B2/ja not_active Expired - Fee Related
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| 日本鋼管技報、８８（昭５６−１−３１）Ｐ．１４−２６ |
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| JPH03193271A (ja) | 1991-08-23 |
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