JP4038003B2

JP4038003B2 - Column-welding method for extra-thick H-section steel

Info

Publication number: JP4038003B2
Application number: JP2000191512A
Authority: JP
Inventors: 真二児玉; 靖友一山; 慶浩印牧
Original assignee: Nippon Steel Corp
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 2000-06-26
Filing date: 2000-06-26
Publication date: 2008-01-23
Anticipated expiration: 2020-06-26
Also published as: JP2002001529A

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、建築構造物の鉄骨柱等で使用されるＨ形鋼の突き合わせ溶接方法に関するものである。さらに詳しくは、フランジ厚が３０ｍｍ以上の極厚のＨ形鋼を対象とした溶接法に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
近年、建築構造物の大型化・高層化にともない鋼構造物の鉄骨柱等で使用されるＨ形鋼の製造技術の開発も進み、現在では、フランジ厚が８０ｍｍ程度の極厚で溶接性の良好なＨ形鋼も比較的安価に製造できるようになった。一方、このような極厚Ｈ形鋼を柱材等として鋼構造物に適用し、建設現場で接合施工する際に接合部特性や施工性等の観点から極厚Ｈ形鋼の接合技術が課題となってきた。
【０００３】
従来、比較的肉厚の薄いＨ形鋼を柱材として使用し、建設現場で接合する方法としては、施工性・信頼性の観点からボルト接合が主流となっていた。しかしながら、フランジ厚が３０ｍｍ以上の極厚のＨ形鋼に対しては、ボルト接合ではボルト穴による接合部の断面欠損が問題となるため、図１０に示すように２つの被接合材のウェブ（２ａ、２ｂ）をボルト５により接合し、フランジ（１ａ、１ｂ、１ｃ、１ｄ）を溶接により接合するハイブリット接合を行うか、２つの被接合材のウェブ、フランジの全てを溶接により接合する場合が多い。
【０００４】
従来のＨ形鋼の柱継ぎ手の溶接においては、横向き溶接姿勢で溶接を行い、その際の溶接金属の垂れや流れ出しを防ぐために比較的低電流・低溶着量での多層盛り溶接３０が行われており、例えば板厚８０ｍｍの極厚鋼材の溶接には、溶接パス数が７０にも及び非常に溶接効率が低下する溶接方法であった。
【０００５】
また、従来のＨ形鋼の柱継ぎ手溶接では、多層盛り溶接のために、各溶接パスの積層間に融合不良欠陥３１が発生し易く、極厚鋼材のように非常に多くのパス回数で多層盛り溶接する場合には、溶接部欠陥が生じる可能性が極めて高く、溶接部の品質維持が困難になる。
【０００６】
すなわち、従来の溶接方法でフランジ厚が３０ｍｍ以上の極厚のＨ形鋼を溶接する場合には、溶接効率（溶接時間）及び接合部品質（融合不良欠陥）の低下が問題であった。
【０００７】
従来の横向き姿勢での多層盛り溶接法の溶接効率を向上させる方法としては、例えば特開平０８−２８１４２８号公報に開示された高炉鉄皮等の厚板の自動溶接方法が知られている。この溶接方法は、レ型開先またはＫ型開先部の開先深さ方向にトーチ傾斜角度を制御しかつウィービングしながら徐々に溶接進行方向に移動させて、開先下面から１層ずつ仕上げて上方に積層する溶接方法であるが、開先幅による溶接トーチ傾斜角度の制約から特に開先幅が狭い場合には溶接能率の向上に限界があった。また、この溶接方法は、特殊なトーチのウィービングを制御するための高価な装置が必要となり、実用的にほとんど普及していない。
【０００８】
一方、上記の横向き姿勢の溶接法に比べて、溶接効率が優れた立向き姿勢での溶接方法として、例えば特開昭６１−７８５７７号公報に開示されるエレクトロスラグ溶接法によるボックス柱のダイアフラム溶接が一般的に知られている。
【０００９】
このエレクトロスラグ溶接法は、例えば、図１１に示すように裏当て金７（または水冷銅板）で開先部を覆い、溶融金属１３及び溶融スラグ１２の流れ出しを防止しつつ被接合材である鋼板の立て板３２の突き合わせ部分（開先部）を立て姿勢で鉛直方向に５００アンペア程度の高い溶接電流で１パスで効率的に溶接を行うものであり、また、上側鋼板への対流１４や溶融金属及び溶融スラグの保有熱も活用できるため、開先部が狭い場合でも良好な溶け込み深さを確保でき、溶接部の高品質化が達成できる。また、溶接ワイヤー１１を電極ノズル１６に供給し、板厚方向に電極ノズル１６を揺動させたり、電極の本数を増やしたりすることによって板厚１００ｍｍ程度の極厚鋼板の１パス溶接も可能となる。
【００１０】
しかしながら、従来のエレクトロスラグ溶接法は、立て鋼板の立て姿勢で鉛直方向への継ぎ手溶接を対象としており、Ｈ形鋼の柱継ぎ手の溶接のような横姿勢での横方向への継ぎ手溶接での適用例は全くない。
【００１１】
【発明が解決しようとする課題】
本発明は、フランジ厚が３０ｍｍ以上の極厚Ｈ形鋼の柱継ぎ溶接において、溶接能率を向上でき、かつ溶接部の融合不良等の溶接欠陥が低減できる極厚Ｈ形鋼のエレクトロスラグ溶接法を提供することを目的とする。
【００１２】
【課題を解決するための手段】
本発明は、上記課題を解決するものであり、その要旨とするところは、以下の通りである。
【００１３】
（１）極厚Ｈ形鋼の柱継ぎ手の溶接方法において、フランジ幅方向に対する開先線の斜角αが３０〜６０ｄｅｇ．となるようにフランジ部に開先部を設け、該開先部を囲うようにフランジ内側及び外側に水冷銅板及び鋼製の当て金のいずれか一方または両方を設置することにより、溶接時の溶融金属の流出を防ぎ、かつ電極ノズルの軸心に対して、軸心が開先下側へ傾角をなすように溶接チップを設けることにより、前記開先線に対する溶接ワイヤーの開先下側へ向かう角度βを（２０−α／３）〜２０ｄｅｇ．に調節し（ただし、β＞０）、開先線に沿ってエレクトロスラグ溶接法により連続的に上進溶接することを特徴とする極厚Ｈ形鋼の柱継ぎ溶接方法。
【００１４】
【発明の実施の形態】
以下に本発明を詳細に説明する。
【００１５】
エレクトロスラグ溶接法は、能率向上ならびに施工時の欠陥低減の観点から優れた溶接法であるが、立て鋼板の立て姿勢で鉛直方向への継ぎ手溶接を対象としているために、極厚Ｈ形鋼の柱継ぎ手の水平方向の開先にその溶接方法をそのまま適用することはできない。
【００１６】
そこで、発明者らは、柱継ぎ手の溶接における開先を従来のように水平方向に設けるのではなく、開先を斜角に設けることによって、極厚Ｈ形鋼のエレクトロスラグ溶接の適用化を鋭意検討した。
【００１７】
本発明のエレクトロスラグ溶接法を用いた極厚Ｈ形鋼の柱継ぎ溶接方法の概略図を図１及び図５に示す。なお、図１では、２つの被接合材であるＨ形鋼のウェブ（２ａ、２ｂ）をスプライスプレート４を用い、ボルト５によりボルト接合しているが、溶接接合とすることも可能である。
【００１８】
本発明では、図１に示すように、被接合材であるＨ形鋼のフランジ（１ａ、１ｂ、１ｃ、１ｄ）の開先線（３ａ、３ｂ）を水平線（ｈ，ｈ’）に対して所定の角度（開先線角度）αをもたせ、溶接時に溶融金属が流出しないように開先を覆うようにフランジ内側（ウェブ側）に裏当て金７、フランジ外側に水冷銅板８をそれぞれ設置して、図５に示すように溶接ワイヤー１１により開先をその下側から斜角を設けた開先線に沿って上進しながら溶接する。
【００１９】
発明者らの実験によれば、開先線角度（開先線の斜角）αや溶接ワイヤーの角度、開先線に対する溶接ワイヤーの相対的角度により溶接部の品質が大きく影響することがわかった。
【００２０】
図４には、板厚７０ｍｍの極厚鋼板に対して開先線角度αと開先線に対する溶接ワイヤーの角度βを変化させた場合の溶接部の溶接欠陥の発生状況を示す。
【００２１】
図４から開先線に対する溶接ワイヤーの角度βが０、つまり溶接ワイヤー軸線が開先線と平行の場合では、溶接部に溶接欠陥は開先線角度αの低下とともに増加する傾向にあり、開先線角度αが６０ｄｅｇ．以上では、溶接部に溶接欠陥が発生しないが、開先線角度が６０ｄｅｇ．を下回ると、図２に示すように開先下側の溶接金属９の鋼板への溶け込み不良、即ち下側鋼板の融合不良１０の溶接欠陥が発生した。
【００２２】
開先下側部の溶接金属９に溶け込み不良（融合不良）１０の溶接欠陥が発生するメカニズムは次のように考えられる。図３に示すように溶接ワイヤー１１を用いるＨ形鋼のフランジ１ａ、１ｃのエレクトロスラグ溶接では、通常のアーク溶接とは異なり、溶融金属１３の上部の溶融スラグ１２の対流が溶融現象を支配していると考えられる。すなわち、開先に斜角を設けた状態で溶接する場合には、開先上側の鋼板への溶融スラグの対流１４が増加し、逆に開先下側の鋼板への溶融スラグの対流１５が減少する傾向となり、その結果、開先下側の鋼板への溶け込みが浅くなったと考えられる。この開先上側の鋼板への溶融スラグの対流１４が増加し、逆に開先下側の鋼板への溶融スラグの対流１５が減少する傾向は、開先線角度αの低下と開先線に対する溶接ワイヤーの角度βの低下にともない大きくなると考えられる。
【００２３】
図４等の実験から溶け込み不良の溶接欠陥は、開先線角度αの低下とともに開先線に対する溶接ワイヤーの角度βを増加させることで抑制でき、β≧２０−α／３を満足させるように、開先線に対する溶接ワイヤーの角度βを制御することにより溶け込み不良の溶接欠陥を抑制できることがわかった。しかしながら、開先線角度αが３０ｄｅｇ．未満では、開先線に対する溶接ワイヤーの角度βを制御しても溶接部の溶け込み不良の欠陥は防止できないことがわかった。また、開先線に対する溶接ワイヤーの角度βを大きくしすぎると、溶接ワイヤーが開先壁面に接触する可能性が高くなり、その角度βが２０ｄｅｇ．を超えると、角度調整が不可能であった。
【００２４】
また、図４から開先線角度αは、大きいほど溶接欠陥は発生しにくいが、開先線角度αが大きくなるにしたがい、溶接線長さが長くなり、溶接能率が低下する。したがって、実用上、開先線角度αの上限は、６０ｄｅｇ．程度とすることが望ましい。
【００２５】
以上の理由により、本発明では、溶接作業性及び溶接能率を確保しつつ、溶接部の溶け込み不良の欠陥を防止するために、溶接開先線角度αを３０〜６０ｄｅｇ．とし、かつ開先線に対する溶接ワイヤーの角度βを（２０−α／３）〜２０ｄｅｇ．とする（ただし、β＞０）必要がある。
【００２６】
また、本発明において、開先線に対する溶接ワイヤーの角度βの制御方法としては、例えば、図５に示すように、電極ノズル１６内の溶接ワイヤー１１の軸心に対して角度β（ただし、β＞０）を付けた溶接チップ１７を電極ノズル１６の先端に取り付けることにより可能となる。
【００２７】
但し、この方法では、溶接ワイヤー１１の所定の突き出し長さＬを保とうとすると、Ｈ形鋼のフランジ１ｃの開先壁面と電極ノズル１６の間隔１８が狭くなり、電極ノズル１６がＨ形鋼のフランジ１ｃの開先壁面と接触し易くなるため、開先間隔ｇを大きく取る必要が生じる。開先間隔を大きくすると溶接能率が低下するとともに溶接入熱の増加による溶接部の靱性の低下が問題となる。したがって、この方法を用いる場合には、板厚等の溶接施工条件を踏まえ、溶接部の品質を劣化させないように突き出し長さＬ及び開先間隔ｇを調整することが望ましい。なお、図５中において、１３は溶融金属で、１ａ及び１ｃはＨ形鋼のフランジである。
【００２８】
また、本発明に類似するその他の溶接ワイヤーの角度βの制御方法の参考例として、図６に示すように、電極ノズル１６及び溶接チップ１７に供給する溶接ワイヤー１１に予め曲げ癖付与ローラー１９及びガイドローラー２０により、曲げ癖を与える方法がある。曲げ癖付与ローラー１９で溶接ワイヤー１１に曲げ癖を与える方法は、通常のアーク溶接法においても用いられているが、従来の電極ノズル１６内の溶接ワイヤー通過用の溝形状は円形であった。このような円形の溝形状を有する電極ノズル１６をエレクトロスラグ溶接で用いた場合、エレクトロスラグ溶接では、電極ノズル１６を５００〜１０００ｍｍ程度とアーク溶接に比べて長くする必要があるため、溶接ワイヤーが電極ノズル１６を通過する際に捻れ、溶接チップ１７通過後の溶接ワイヤーの曲げ癖の方向にばらつきが生じ易い。
【００２９】
そこで、本参考例では、電極ノズル１６の溶接ワイヤー通過用の溝２２の断面２１の形状を縦長の形状とし、溶接ワイヤーの曲げ癖の方向と電極ノズル１６の溶接ワイヤー通過用溝２２の縦長方向とを一致させるように溶接ワイヤー１１を電極ノズル１６に供給することで、溶接チップ１７通過後の溶接ワイヤーの曲げ癖の方向がばらつくことを防止し、かつ電極ノズル１６と開先壁面との接触がない状態で、開先線（ここでは、溶接チップ１７軸心）に対する溶接ワイヤー１１先端部の角度βを制御することができる。
【００３０】
【実施例】
本溶接法を用いてＨ形鋼の柱溶接を行った実施例を、図７〜９を用いて以下に説明する。
【００３１】
フランジ厚７０ｍｍ、フランジ幅５００ｍｍ、ウェブ厚３０ｍｍ、ウェブ幅１０００ｍｍであり、鋼種がＳＭ４９０鋼である極厚Ｈ形鋼のウェブ同士をボルト接合し、フランジ同士をエレクトロスラグ溶接法による突き合わせ接合を行った。なお、フランジの開先線角度は３０ｄｅｇ．とした。
【００３２】
以下に、その溶接方法について詳しく説明する。
【００３３】
（溶接準備工程）
（１）Ｈ形鋼の端面をガス切断により切断する。ウェブはＨ形鋼長手方向に対して垂直断面方向に切断し、Ｈ形鋼のウェブ２ａ、２ｂ、２ｃの両フランジ１ａ、１ｂ、１ｃ、１ｄ、１ｅ、１ｆのそれぞれの開先線角度が３０ｄｅｇ．になるように開先切断した。この際、開先線角度の方向は、以下に示す溶接変形及び溶接部の脆性亀裂による破壊防止の観点から図７に示す開先３ａ、３ｂ、３ｃ、３ｄのようにした。
【００３４】
溶接後の溶接変形に関しては、エレクトロスラグ溶接では、溶接終端部（開先上部）が収縮することによる回転変形が生じ易くなる。そこで、Ｈ形鋼柱を縦継ぎ溶接する際の回転変形が蓄積しないように同一フランジ内の開先線３ａと３ｃ、３ｂと３ｄの開先線方向が互いに交錯する方向に開先線角度を設けた。また、脆性亀裂の伝搬を防止し、大きな脆性破壊に至らないようにするためには、亀裂の発生起点となる溶接部を同一断面からずらすことが有効な手段となる。そこで、Ｈ形鋼柱の継ぎ手部の互いに対向するフランジの開先線３ａと３ｂ、開先線３ｃと３ｄを互いに交錯させることとした。
【００３５】
（２）Ｈ形鋼のウェブ２ａ、２ｂ、２ｃにボルト接合用の穴あけ加工を行う。
【００３６】
（３）図８のフランジ接合部断面図に示すようにフランジ１ａ内側（ウェブ側）に裏当て金７を取り付ける。なお、裏当て金７の取り付けは、エレクトロスラグ溶接では、溶接時に開先下側の特に、裏当て金７との角部が溶け込み不良となる傾向があるため、予め工場で開先下側のＨ形鋼のフランジ１ａと裏当て金７の角部を内面仮付け溶接２３しておき、現場でのＨ形鋼建て込み時に開先上側のＨ形鋼のフランジ１ｃに外面仮付け溶接２４した。
【００３７】
なお、フランジ表側に水冷銅板８の代わりに鋼製の裏当て金７を設置する場合にも同様に内面仮付けとした。
【００３８】
（４）Ｈ形鋼を建て込み、ウェブのボルト接合ならびに裏当て金と上側フランジの仮付けを行う。
【００３９】
（溶接工程）
（５）図９のフランジ接合部の模式図に示すように、フランジ内側面（ウェブ側面）の開先部の溶接スタート部にタブ板２５及びフランジ外側面の開先部の溶接エンド部（終端部）にタブ板２６を取り付ける。
【００４０】
（６）溶接装置を溶接エンド部側の所定の位置にセットする。溶接装置は、図９に示すように、溶接電源２７、溶接ワイヤー送給機２８、ワイヤー曲げ癖付与ローラー１９、電極ノズル１６、溶接チップ１７、電極ノズル引き上げ機構２９等で構成される。溶接電極（１６＋１７）の角度及び開先幅方向の調整は手動で行い、溶接電極（１６＋１７）の上昇ならびに板厚方向の揺動を自動制御で行った。なお、ワイヤー曲げ癖付与に換えて、図５に示すように、電極ノズルの軸心に対して、軸心が開先下側へ傾角をなすように溶接チップを設け、開先線角度αの開先線に対する溶接ワイヤーの開先下側へ向かう角度βを（２０−α／３）〜２０ｄｅｇ．に調節してワイヤーを送給しても同様に溶接が可能である。
【００４１】
（７）フランジ表側の開先部に水冷銅板を設置する。
【００４２】
（８）フラックスを投入し、溶接を開始する。溶接条件は、溶接電流４５０アンペア、溶接電圧５２ボルト、スラグ浴深さ２５ｍｍ程度とした。溶接ワイヤー傾斜角度は、開先線の角度に対して１５ｄｅｇ．鉛直方向側に傾斜させて実施した。
【００４３】
（９）溶接終了時は溶接電圧をやや低めに制御してクレータ割れが生じないように注意した。
【００４４】
（１０）（４）から（９）の作業を繰り返し他方のフランジ溶接を行う。
【００４５】
表１に、従来型の横向き多層盛り溶接法を用いた比較例と本発明の斜角開先のエレクトロスラグ溶接法を用いた発明例を示す。表中の溶接時間については、片側フランジの溶接時間を示すが、比較例の従来の多層盛り溶接法に比べて、発明例のエレククトロスラグ溶接法を用いた場合は、大幅な溶接時間短縮が可能となった。また、発明例で開先幅（開先間隔）の低減による溶接時間の短縮効果も確認できた。
【００４６】
溶接品質に関しては、溶接部の放射線透過試験や超音波探傷試験を行った結果、比較例の従来法では融合不良が発生したのに対して、本発明例では無欠陥化を達成できた。
【００４７】
溶接部のシャルピー試験によって求めた衝撃吸収エネルギー（０℃）については、比較例の多層盛り溶接に比べて、発明例のエレクトロスラグ溶接では吸収エネルギーが低下する傾向にあり、また開先間隔が広いほどさらに吸収エネルギーが低下する傾向にあるものの、いずれも建築構造物の基準である２７Ｊ以上を満足した。
【００４８】
表２は、斜角開先のエレクトロスラグ溶接法を用いて溶接した場合に、開先線角度α及び開先線に対する溶接ワイヤー角度βが、本発明の範囲内にある発明例とその範囲外にある比較例の溶接時間、溶接品質等の結果を示す。使用した試験片や溶接電流値、電圧値等の溶接条件は上記の実施例の場合と同様にした。また、開先間隔は２０ｍｍとした。
【００４９】
比較例１は、開先線角度αが６０ｄｅｇ．より大きいため溶接時間が極めて長くなり、比較例５は、開先線角度αが３０ｄｅｇ．より小さいために溶接部に溶け込み不良欠陥か発生した。比較例４は、開先線に対する溶接ワイヤーの角度βが２５ｄｅｇ．と高いために、溶接チップが開先壁面に接触し溶接を中断した。
【００５０】
比較例２、３は、開先線に対する溶接ワイヤーの角度βが（２０−α／３）ｄｅｇ．よりも低いために、溶接部に溶け込み不良欠陥か発生した。
【００５１】
一方、開先線角度α及び開先線に対する溶接ワイヤーの角度βともに本発明範囲である発明例１〜４は、溶接部に溶け込み不良欠陥がなく良好な溶接部品質が得られるとともに、溶接作業性及び効率ともに良好であった。
【００５２】
【表１】

【００５３】
【表２】

【００５４】
【発明の効果】
以上で説明したように本発明は、フランジ厚が３０ｍｍ以上の極厚Ｈ形鋼の柱継ぎ溶接において、狭い開先でも良好な溶接作業性及び効率で、かつ溶接欠陥のない溶接部の品質に優れた１パスのエレクトロガスアーク溶接を従来の多層盛りアーク溶接に比べて極めて高能率な溶接を達成することが可能となる。
【００５５】
したがって、本発明の実施により建築鉄骨等の現地溶接の工期短縮、コスト縮減に大きく寄与するものである。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の極厚Ｈ形鋼柱継ぎ溶接部の概略図である。
【図２】エレクトロスラグ溶接法で斜角開先を溶接した場合の溶け込み不良時の溶接金属の断面形状を示す図である。
【図３】エレクトロスラグ溶接法で斜角開先を溶接した場合の溶接部の溶接スラグ対流現象のイメージを示す図である。
【図４】開先線角度αと開先線に対する溶接ワイヤーの角度βを変化させた時の溶接部の溶接欠陥の発生状況を示す図である。
【図５】本発明の溶接ワイヤー角度を調整するための実施形態を示すものであり、開先部と溶接チップの配置を示す断面図である。
【図６】本発明に類似の参考例の溶接ワイヤー角度を調整するための実施形態を示すものであり、溶接ワイヤー曲げ癖付与機構の概略を示す図である。
【図７】本発明の実施例を説明するための極厚Ｈ形鋼柱の継ぎ手部の開先位置を示す図である。
【図８】本発明の実施例を説明するための裏当て金の仮付け状況を示すフランジ断面図である。
【図９】極厚Ｈ形鋼の柱継ぎ手の溶接状況を示す図である。
【図１０】従来の横向き多層盛り溶接による極厚Ｈ形鋼の柱継ぎ溶接方法を示す図である。
【図１１】従来のエレクトロスラグ溶接による立て鋼板の立て姿勢継ぎ手溶接方法を示す図である。
【符号の説明】
１ａ、１ｂ、１ｃ、１ｄ、１ｅ、１ｆＨ形鋼のフランジ
２ａ、２ｂ、２ｃＨ形鋼のウェブ
３ａ、３ｂ、３ｃ、３ｄフランジの開先線
４スプライスプレート
５ボルト
６スカラップ
７裏当て金
８水冷銅板
９溶接金属
１０下側鋼板の融合不良
１１溶接ワイヤー
１２溶融スラグ
１３溶融金属
１４上側鋼板への対流
１５下側鋼板への対流
１６電極ノズル
１７溶接チップ
１８電極ノズルと開先壁面の間隔
１９溶接ワイヤー曲げ癖付与ローラー
２０ローラーガイド
２１電極ノズルの断面
２２溶接ワイヤー通過用溝
２３開先内面仮付け溶接
２４開先外面仮付け溶接
２５溶接スタート部のタブ板
２６溶接終端部のタブ板
２７溶接電源
２８溶接ワイヤー送給機
２９電極ノズル引き上げ機構
３０多層盛り溶接
３１積層部の融合不良欠陥
３２立て板
Ａ溶接部断面
Ｌ溶接ワイヤーの突き出し長さ
ａ，ａ’ 溶接部断面観察位置
ｂ，ｂ’ 電極ノズルの断面観察位置
ｇ開先間隔
ｈ，ｈ’ 水平線
α 水平線に対する開先の角度
β 開先線角度と溶接ワイヤーの角度の差[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
The present invention relates to a butt welding method for H-section steel used in steel columns and the like of building structures. More specifically, the present invention relates to a welding method for an extremely thick H-section steel having a flange thickness of 30 mm or more.
[0002]
[Prior art]
In recent years, with the increase in size and height of building structures, the development of manufacturing technology for H-section steel used in steel columns and the like of steel structures has also progressed. Good H-section steel can be manufactured at a relatively low cost. On the other hand, when such an extremely thick H-section steel is applied to a steel structure as a column material, etc., and joining is performed at the construction site, joining technology of the extra-thick H-section steel is a problem from the viewpoint of joint properties and workability. It has become.
[0003]
Conventionally, as a method of using a relatively thin H-shaped steel as a column material and joining at a construction site, bolt joining has been mainstream from the viewpoint of workability and reliability. However, for the extremely thick H-section steel with a flange thickness of 30 mm or more, the cross-sectional defect of the joint portion due to the bolt hole becomes a problem in the bolt joining, and therefore, as shown in FIG. 2a, 2b) may be joined by bolt 5 and the flanges (1a, 1b, 1c, 1d) may be joined by welding, or the webs and flanges of the two materials to be joined may be joined by welding. Many.
[0004]
In the welding of conventional H-shaped steel column joints, welding is performed in a sideways orientation, and multi-layer welding 30 is performed with a relatively low current and a low welding amount in order to prevent the weld metal from dripping or flowing out. For example, for welding of an extremely thick steel material having a plate thickness of 80 mm, the number of welding passes is 70, and the welding efficiency is very low.
[0005]
In addition, in the conventional H-shaped steel column joint welding, due to the multi-layer welding, poor fusion defects 31 are likely to occur between the laminations of the respective welding passes, and the multi-pass can be made with a very large number of passes as in the case of extra-thick steel. In the case of prime welding, there is a very high possibility that a weld defect will occur, and it becomes difficult to maintain the quality of the weld.
[0006]
That is, when an extremely thick H-section steel having a flange thickness of 30 mm or more is welded by a conventional welding method, there has been a problem of a decrease in welding efficiency (welding time) and joint quality (incomplete fusion defect).
[0007]
As a method for improving the welding efficiency of the conventional multi-layer welding method in the horizontal orientation, for example, an automatic welding method for a thick plate such as a blast furnace iron skin disclosed in Japanese Patent Application Laid-Open No. 08-281428 is known. This welding method controls the torch inclination angle in the groove depth direction of the lave groove or the K-shaped groove portion and gradually moves in the welding progress direction while weaving, and finishes one layer at a time from the bottom surface of the groove. However, there is a limit to the improvement of the welding efficiency when the groove width is narrow due to the restriction of the tilt angle of the welding torch due to the groove width. In addition, this welding method requires an expensive device for controlling the weaving of a special torch, and is hardly practically used.
[0008]
On the other hand, as a welding method in an upright posture with excellent welding efficiency compared to the above-mentioned welding method in a horizontal posture, for example, diaphragm welding of a box column by an electroslag welding method disclosed in Japanese Patent Application Laid-Open No. 61-78577 is disclosed. Is generally known.
[0009]
In this electroslag welding method, for example, as shown in FIG. 11, a groove is covered with a backing metal 7 (or a water-cooled copper plate), and a steel plate which is a material to be joined while preventing the molten metal 13 and the molten slag 12 from flowing out. The butt portion (groove portion) of the vertical plate 32 is efficiently welded in a single pass with a high welding current of about 500 amperes in the vertical direction in a standing posture, and the convection 14 and melting to the upper steel plate Since the retained heat of the metal and the molten slag can be utilized, even when the groove portion is narrow, a good penetration depth can be secured, and high quality of the welded portion can be achieved. Further, by supplying the welding wire 11 to the electrode nozzle 16 and swinging the electrode nozzle 16 in the plate thickness direction or increasing the number of electrodes, it is possible to perform one-pass welding of a very thick steel plate having a thickness of about 100 mm. Become.
[0010]
However, the conventional electroslag welding method is intended for vertical joint welding in a standing posture of a vertical steel plate, and in horizontal joint welding in a horizontal posture such as welding of a H-shaped steel column joint. There are no application examples.
[0011]
[Problems to be solved by the invention]
The present invention provides an electroslag welding method for extra-thick H-shaped steel that can improve welding efficiency and reduce welding defects such as poor fusion of welds in column-joint welding of extra-thick H-shaped steel having a flange thickness of 30 mm or more. The purpose is to provide.
[0012]
[Means for Solving the Problems]
The present invention solves the above-mentioned problems, and the gist thereof is as follows.
[0013]
(1) In the welding method for column joints of extra-thick H-shaped steel, the bevel line angle α with respect to the flange width direction is 30 to 60 deg. A groove portion is provided in the flange portion so as to be, and either or both of a water-cooled copper plate and a steel metal brace are installed inside and outside the flange so as to surround the groove portion, thereby melting during welding. By providing the welding tip so that the metal core is prevented from flowing out and the axis is inclined to the groove lower side with respect to the axis of the electrode nozzle, the welding wire moves toward the groove lower side of the groove line. The angle β is set to (20−α / 3) to 20 deg. (However, β> 0) , and continuous welding by electroslag welding along the groove line.
[0014]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
The present invention is described in detail below.
[0015]
The electroslag welding method is an excellent welding method from the viewpoint of improving efficiency and reducing defects during construction, but because it is intended for joint welding in the vertical direction in the standing posture of the vertical steel plate, The welding method cannot be applied as it is to the horizontal groove of the column joint.
[0016]
Therefore, the inventors have applied the application of electroslag welding of ultra-thick H-section steel by providing a groove at an oblique angle instead of providing a groove in welding of a column joint in the horizontal direction as in the prior art. We studied diligently.
[0017]
1 and 5 are schematic views of a method for column-welding a very thick H-section steel using the electroslag welding method of the present invention. In FIG. 1, two H-shaped steel webs (2a, 2b), which are to-be-joined materials, are bolted with bolts 5 using splice plates 4, but may be welded.
[0018]
In the present invention, as shown in FIG. 1, the groove lines (3a, 3b) of the flanges (1a, 1b, 1c, 1d) of the H-shaped steel, which is the material to be joined, with respect to the horizontal lines (h, h ′) A predetermined angle (groove line angle) α is provided, and a backing metal 7 is installed on the inner side of the flange (web side) and a water-cooled copper plate 8 is installed on the outer side of the flange so as to cover the groove so that molten metal does not flow out during welding. Then, as shown in FIG. 5, the groove is welded by the welding wire 11 while moving upward along a groove line provided with an oblique angle from below.
[0019]
According to the experiments by the inventors, it has been found that the groove line angle (bevel line bevel angle) α, the angle of the welding wire, and the relative angle of the welding wire to the groove line greatly affect the quality of the weld. It was.
[0020]
FIG. 4 shows the state of occurrence of weld defects in the weld when the groove line angle α and the welding wire angle β with respect to the groove line are changed for a very thick steel plate having a thickness of 70 mm.
[0021]
As shown in FIG. 4, when the angle β of the welding wire with respect to the groove line is 0, that is, when the welding wire axis is parallel to the groove line, the weld defect tends to increase as the groove line angle α decreases. The leading line angle α is 60 deg. Above, no weld defect occurs in the weld, but the groove line angle is 60 deg. 2, a poor weld penetration of the weld metal 9 on the lower side of the groove into the steel sheet, that is, a weld defect of the fusion failure 10 of the lower steel sheet occurred as shown in FIG.
[0022]
The mechanism by which the weld defect of poor penetration (unsatisfactory fusion) 10 occurs in the weld metal 9 on the lower side of the groove is considered as follows. In electroslag welding of H-shaped steel flanges 1a and 1c using a welding wire 11 as shown in FIG. 3, unlike normal arc welding, convection of the molten slag 12 above the molten metal 13 dominates the melting phenomenon. It is thought that. That is , when welding with a bevel at the groove, the convection 14 of the molten slag to the upper steel plate of the groove increases, and conversely, the convection 15 of the molten slag to the lower steel plate of the groove As a result, it is considered that the penetration into the steel plate under the groove became shallower. The groove upper convection 14 of molten slag on the steel sheet is increased, tends to convection 15 is reduced of the molten slag into the groove lower side of the steel plate Conversely, for lowering the groove lines of the groove line angle α It is thought that it increases as the angle β of the welding wire decreases.
[0023]
From the experiment of FIG. 4 and the like, the welding defect with poor penetration can be suppressed by increasing the angle β of the welding wire with respect to the groove line as the groove line angle α decreases , so that β ≧ 20−α / 3 is satisfied. It was found that the welding defect with poor penetration can be suppressed by controlling the angle β of the welding wire with respect to the groove line. However, the groove line angles α is 30deg. If it is less than this , it has been found that even if the angle β of the welding wire with respect to the groove line is controlled, a defect of poor penetration of the weld cannot be prevented. Further, if the angle β of the welding wire with respect to the groove line is too large, the possibility that the welding wire comes into contact with the groove wall surface increases, and the angle β becomes 20 deg. Exceeding the angle makes it impossible to adjust the angle.
[0024]
Further, from FIG. 4, as the groove line angle α is larger, welding defects are less likely to occur. However, as the groove line angle α is increased, the weld line length is increased and the welding efficiency is lowered. Therefore, practically, the upper limit of the groove line angle α is 60 deg. It is desirable to set the degree.
[0025]
For the above reasons, in the present invention, the welding groove line angle α is set to 30 to 60 deg. In order to prevent defects of poor penetration of the welded portion while ensuring welding workability and welding efficiency. And the angle β of the welding wire with respect to the groove line is (20−α / 3) to 20 deg. (Where β> 0) .
[0026]
In the present invention, as a method for controlling the angle β of the welding wire with respect to the groove line, for example, as shown in FIG. 5, the angle β (where β is the angle with respect to the axis of the welding wire 11 in the electrode nozzle 16. It becomes possible by attaching the welding tip 17 marked with > 0) to the tip of the electrode nozzle 16.
[0027]
However, in this method, when a predetermined protruding length L of the welding wire 11 to the coercive shaking, spacing 18 of the groove wall surface and the electrode nozzle 16 of flange 1c of H-shaped steel is narrowed, the electrode nozzle 16 is H-shaped steel Since it becomes easy to contact with the groove wall surface of the flange 1c, it is necessary to increase the groove interval g. If the groove interval is increased, the welding efficiency is lowered and the toughness of the welded portion is lowered due to an increase in welding heat input. Therefore, when using this method, light of welding conditions of the plate thickness and the like, the quality of the weld may be desirable to adjust the length L and the root gap g protrude so as not to deterioration. In FIG. 5, 13 is a molten metal, and 1a and 1c are H-shaped steel flanges.
[0028]
In addition, as a reference example of another method for controlling the angle β of the welding wire similar to the present invention, as shown in FIG. 6, the bending wire applying roller 19 and the welding wire 11 supplied to the electrode nozzle 16 and the welding tip 17 are provided in advance. There is a method of giving bending wrinkles with the guide roller 20. The method of giving a bending flaw to the welding wire 11 with the bending flaw applying roller 19 is also used in a normal arc welding method, but the groove shape for passing the welding wire in the conventional electrode nozzle 16 is circular. When using the electrode nozzle 16 having such a circular groove shape electroslag welding, since the electro-slag welding, it is necessary to longer than the electrode nozzle 16 to 500~1000mm about the arc welding, welding wire Is twisted when passing through the electrode nozzle 16, and the direction of the bending flaw of the welding wire after passing through the welding tip 17 tends to vary.
[0029]
Therefore, in this reference example, the shape of the cross-section 21 of the groove 22 for passing the welding wire of the electrode nozzle 16 is a vertically long shape, and the direction of the bending line of the welding wire and the lengthwise direction of the groove 22 for passing the welding wire of the electrode nozzle 16 are set. By supplying the welding wire 11 to the electrode nozzle 16 so as to coincide with each other, it is possible to prevent the bending wire direction of the welding wire from passing through the welding tip 17 from varying and to contact the electrode nozzle 16 with the groove wall surface. in the absence, groove lines (here, the welding tip 17 axis) can be controlled angle β of the welding wire 11 tip against the.
[0030]
【Example】
The Example which performed the column welding of the H-section steel using this welding method is demonstrated below using FIGS.
[0031]
A web of extremely thick H-shaped steels having a flange thickness of 70 mm, a flange width of 500 mm, a web thickness of 30 mm, and a web width of 1000 mm and a steel type of SM490 steel were bolted together, and the flanges were butt joined by electroslag welding. . The groove line angle of the flange is 30 deg. It was.
[0032]
The welding method will be described in detail below.
[0033]
(Welding preparation process)
(1) The end face of the H-shaped steel is cut by gas cutting. The web is cut in a direction perpendicular to the longitudinal direction of the H-shaped steel, and the groove line angles of the flanges 1a, 1b, 1c, 1d, 1e, and 1f of the H-shaped steel webs 2a , 2b, and 2c are 30 degrees. . The groove was cut so that At this time, the direction of the groove line angle was set to be the grooves 3a, 3b, 3c, and 3d shown in FIG. 7 from the viewpoint of the following welding deformation and prevention of breakage due to brittle cracks in the welded portion.
[0034]
Regarding the welding deformation after welding, in electroslag welding, rotational deformation due to shrinkage of the welding end portion (groove upper portion) is likely to occur. Therefore, the groove line angle in the direction of groove lines 3a and 3c, the groove line direction 3b and 3d intermingled with one another within the same flange as rotational deformation does not accumulate when jointed welded H-shaped steel column Provided. Further, in order to prevent the propagation of the brittle crack and prevent the brittle fracture from occurring, it is an effective means to shift the welded portion from which the crack is generated from the same cross section. Accordingly, the groove lines 3a and 3b and the groove lines 3c and 3d of the flanges facing each other in the joint portion of the H-shaped steel column are made to intersect each other.
[0035]
(2) Drilling holes for bolt joining are performed on the H-shaped steel webs 2a, 2b, and 2c.
[0036]
(3) A backing metal 7 is attached to the inside (web side) of the flange 1a as shown in the flange joint cross-sectional view of FIG. In addition, in the electroslag welding, the attachment of the backing metal 7 has a tendency that the corner portion with the backing metal 7 is likely to be poorly melted especially at the time of welding. The corners of the H-shaped steel flange 1a and the backing metal 7 are preliminarily tacked on the inner surface 23, and when the H-shaped steel is built in the field, the outer-surface tack welding 24 is performed on the H-shaped steel flange 1c on the upper side of the groove. .
[0037]
In addition, also when installing the steel backing metal 7 instead of the water-cooled copper plate 8 on the flange front side, the inner surface was also temporarily attached.
[0038]
(4) H-shaped steel is built in, and web bolting and backing metal and upper flange are temporarily attached.
[0039]
(Welding process)
(5) As shown in the schematic diagram of the flange joint in FIG. 9, the welding end portion (terminal) of the tab plate 25 and the groove portion on the outer surface of the flange is connected to the weld start portion of the groove portion on the flange inner surface (web side surface). The tab plate 26 is attached to the part).
[0040]
(6) The welding device is set at a predetermined position on the welding end portion side. As shown in FIG. 9, the welding apparatus includes a welding power source 27, a welding wire feeder 28, a wire bending rod applying roller 19, an electrode nozzle 16, a welding tip 17, an electrode nozzle pulling mechanism 29, and the like. Adjustment of the angle and groove width direction of the welding electrode (16 + 17) was performed manually, and the welding electrode (16 + 17) was raised and swinged in the plate thickness direction by automatic control. In place of applying the wire bending rod, as shown in FIG. 5, a welding tip is provided so that the axis is inclined to the groove lower side with respect to the axis of the electrode nozzle, and the groove line angle α is set. The angle β toward the groove lower side of the welding wire with respect to the groove line is set to (20−α / 3) to 20 deg. Even if the wire is fed after adjusting to, welding is possible.
[0041]
(7) Install a water-cooled copper plate on the groove on the flange front side.
[0042]
(8) Flux is charged and welding is started. The welding conditions were a welding current of 450 amps, a welding voltage of 52 volts, and a slag bath depth of about 25 mm. The welding wire inclination angle is 15 deg. With respect to the angle of the groove line. It was carried out by inclining in the vertical direction.
[0043]
(9) At the end of welding, the welding voltage was controlled slightly lower so as not to cause crater cracks.
[0044]
(10) Repeat the steps (4) to (9) to perform the other flange welding.
[0045]
Table 1 shows the invention examples using electroslag welding method of the comparative example and bevel groove of the present invention using the conventional horizontal multi-layer welding method. Regarding the welding time in the table, the welding time of one side flange is shown, but when the electros lag welding method of the invention example is used as compared with the conventional multi-layer welding method of the comparative example, the welding time is greatly reduced. It has become possible. Moreover, the shortening effect of the welding time by reduction of a groove width (groove space | interval) was also confirmed by the invention example.
[0046]
Concerning the welding quality, as a result of conducting a radiation transmission test and an ultrasonic flaw detection test of the welded portion, poor fusion occurred in the conventional method of the comparative example, whereas no defect was achieved in the example of the present invention.
[0047]
As for the impact absorption energy (0 ° C.) obtained by the Charpy test of the welded portion, the absorbed energy tends to decrease in the electroslag welding of the invention example and the groove interval is wide as compared with the multi-layer welding of the comparative example. Although the absorbed energy tended to further decrease, all satisfied the building structure standards of 27J or higher.
[0048]
Table 2 shows examples of the invention in which the groove line angle α and the welding wire angle β with respect to the groove line are within the scope of the present invention when welding is performed using the bevel groove electroslag welding method, and out of the range. The results of welding time, welding quality, etc. of the comparative example shown in FIG. Welding conditions such as the test piece used, the welding current value, and the voltage value were the same as those in the above examples. The groove interval was 20 mm.
[0049]
In Comparative Example 1, the groove line angle α is 60 deg. Since it is larger, the welding time becomes extremely long. In Comparative Example 5, the groove line angle α is 30 deg. Since it was smaller, it was found that the weld had poor defects. In Comparative Example 4, the angle β of the welding wire with respect to the groove line is 25 deg. Therefore, the welding tip contacted the groove wall surface and the welding was interrupted.
[0050]
In Comparative Examples 2 and 3, the angle β of the welding wire with respect to the groove line is (20−α / 3) deg. Therefore, it was found that the weld had poor penetration defects.
[0051]
On the other hand, invention examples 1 to 4 which are both the groove line angle α and the angle β of the welding wire with respect to the groove line are within the scope of the present invention. Both efficiency and efficiency were good.
[0052]
[Table 1]

[0053]
[Table 2]

[0054]
【The invention's effect】
As described above, the present invention provides excellent welding workability and efficiency even in a narrow groove, and the quality of a welded portion having no welding defect in column joint welding of an extremely thick H-shaped steel having a flange thickness of 30 mm or more. It is possible to achieve an extremely high-efficiency welding by an excellent one-pass electrogas arc welding as compared with the conventional multi-layered arc welding.
[0055]
Therefore, the implementation of the present invention greatly contributes to shortening the construction period and cost reduction of field welding of construction steel frames and the like.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a schematic view of a very thick H-shaped steel column joint weld of the present invention.
FIG. 2 is a view showing a cross-sectional shape of a weld metal at the time of poor penetration when an oblique groove is welded by an electroslag welding method.
FIG. 3 is a diagram showing an image of a weld slag convection phenomenon in a welded portion when an oblique groove is welded by an electroslag welding method.
FIG. 4 is a diagram showing a state of occurrence of a weld defect in a weld when a groove line angle α and a welding wire angle β with respect to the groove line are changed.
FIG. 5 shows an embodiment for adjusting the welding wire angle of the present invention, and is a cross-sectional view showing the arrangement of a groove portion and a welding tip.
FIG. 6 is a diagram showing an embodiment for adjusting the welding wire angle of a reference example similar to the present invention , and is a diagram showing an outline of a welding wire bending rod applying mechanism.
FIG. 7 is a view showing a groove position of a joint portion of an extremely thick H-shaped steel column for explaining an example of the present invention.
FIG. 8 is a flange cross-sectional view showing a temporary attachment state of a backing metal for explaining an example of the present invention.
FIG. 9 is a view showing a welding situation of a column joint of an extremely thick H-section steel.
FIG. 10 is a view showing a conventional method of column welding of extra-thick H-section steel by horizontal multi-layer welding.
FIG. 11 is a view showing a conventional method for welding a vertical posture joint of a vertical steel sheet by electroslag welding.
[Explanation of symbols]
1a, 1b, 1c, 1d, 1e, 1f H-shaped steel flange 2a, 2b, 2c H-shaped steel web 3a, 3b, 3c, 3d Flange groove line 4 Splice plate 5 Bolt 6 Scallop 7 Backing metal 8 Water-cooled copper plate 9 Weld metal 10 Poor fusion of lower steel plate 11 Weld wire 12 Molten slag 13 Molten metal 14 Convection to upper steel plate 15 Convection to lower steel plate 16 Electrode nozzle 17 Welding tip 18 Spacing 19 between electrode nozzle and groove wall surface 19 Welding wire bending wrinkle imparting roller 20 Roller guide 21 Electrode nozzle cross section 22 Welding wire passage groove 23 Groove inner surface tack welding 24 Groove outer surface tack welding 25 Tab plate 26 at welding start portion Tab plate 27 at welding end portion Welding Power supply 28 Welding wire feeder 29 Electrode nozzle pulling mechanism 30 Multilayer weld 31 Lamination failure 32 Plate A Welding section L Length of welding wire a, a ′ Welding section observation position b, b ′ Electrode nozzle section observation position g Groove interval h, h ′ Horizontal line α Angle of groove relative to horizontal line β Groove Difference between wire angle and welding wire angle

Claims

In the welding method for extra thick H-section steel column joints, the bevel line angle α with respect to the flange width direction is 30 to 60 deg. A groove portion is provided in the flange portion so as to be, and either or both of a water-cooled copper plate and a steel metal brace are installed inside and outside the flange so as to surround the groove portion, thereby melting during welding. By providing the welding tip so that the metal core is prevented from flowing out and the axis is inclined to the groove lower side with respect to the axis of the electrode nozzle, the welding wire moves toward the groove lower side of the groove line. The angle β is set to (20−α / 3) to 20 deg. (However, β> 0) , and continuous welding by electroslag welding along the groove line.