JP4964025B2 - Multi-electrode gas shielded arc welding method - Google Patents
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Abstract
Description
本発明はフラックス入りワイヤを使用した多電極ガスシールドアーク溶接方法に関し、特に多電極１プール溶接施工（２電極で１つの溶接池を形成するガスシールドアーク溶接法）において、両電極間にフィラーワイヤを供給する多電極ガスシールドアーク溶接方法に関する。 The present invention relates to a multi-electrode gas shielded arc welding method using a flux-cored wire, and in particular, in a multi-electrode 1 pool welding construction (gas shielded arc welding method in which one weld pool is formed by two electrodes), a filler wire between both electrodes. The present invention relates to a multi-electrode gas shielded arc welding method for supplying gas.
従前、造船又は橋梁の水平すみ肉溶接の高能率化を図るために、多電極ガスシールドアーク溶接方法における１プール溶接施工法が採用されていた。しかし、実際の構造物の場合、各種の外乱要因（（ａ）すみ肉溶接部の過大ギャップ、（ｂ）ショッププライマの過大塗布膜厚、（ｃ）工場内での電流電圧変動等）により、これらの施工のポイントである湯溜りの均一性且つ安定性が無くなり、その結果アーク不安定が生じて、スパッタ多発、ビード形状、外観及び揃いの悪化、アンダカットの多発等により、手直し溶接が増大した。特に、溶接速度１５０乃至２００ｃｍ／分前後においてこの傾向が著しくなるので、溶接速度を大きくしても、手直し比率が増大して結果的には溶接工数が大幅に増加するという不具合が生じていた。 In the past, in order to improve the efficiency of horizontal fillet welding of shipbuilding or bridges, the one-pool welding method in the multi-electrode gas shielded arc welding method has been adopted. However, in the case of an actual structure, due to various disturbance factors ((a) an excessive gap of the fillet weld, (b) an excessive coating film thickness of the shop primer, (c) current voltage fluctuation in the factory, etc.) The uniformity and stability of the hot water pool, which is the point of these constructions, will be lost, resulting in arc instability, and increased rework welding due to frequent spatter, bead shape, deterioration of appearance and alignment, frequent undercuts, etc. did. In particular, this tendency becomes remarkable at a welding speed of about 150 to 200 cm / min. Therefore, even if the welding speed is increased, the rework ratio increases, resulting in a problem that the number of welding processes increases significantly.
そこで、本願出願人は、ガスシールドアーク溶接用フラックス入りワイヤを先行電極及び後行電極として使用し、先行電極と後行電極との極間距離を１５乃至５０ｍｍに設定し、フィラーワイヤを前記先行電極と後行電極との間の湯溜り中に挿入し、前記フィラーワイヤに正極性の電流（ワイヤマイナス）を流しながら溶接する多電極ガスシールドアーク溶接方法を提案した（特許文献１）。 Therefore, the applicant of the present application uses the flux-cored wire for gas shielded arc welding as the leading electrode and the trailing electrode, sets the distance between the leading electrode and the trailing electrode to 15 to 50 mm, and sets the filler wire to the leading wire. A multi-electrode gas shielded arc welding method has been proposed in which it is inserted into a hot water pool between an electrode and a succeeding electrode and welded while flowing a positive current (wire minus) through the filler wire (Patent Document 1).
この従来技術は、従前、湯溜りの安定化に対し、電極の前進後退角度、極間距離、電極の狙い位置、母材アースの取る位置、ワイヤ突き出し長さ等を調整していたのに対し、湯溜りにフィラーワイヤを挿入し、且つ、そのフィラ−ワイヤに正極性の電流を流しながら溶接するという特徴を有する。これにより、溶接速度が２００ｃｍ／分以上の高速溶接において、すみ肉溶接部の過大ギャップ、ショッププライマの過大塗布膜厚、工場内での電流電圧変動等の外乱要因が生じても、溶接作業性が極めて安定し、手直しの必要がない多電極ガスシールドアーク溶接方法が得られた。 Previously, this conventional technology had adjusted the forward and backward angles of the electrodes, the distance between the electrodes, the target position of the electrode, the position where the base metal was taken, the wire protrusion length, etc. The filler wire is inserted into the hot water reservoir, and the filler wire is welded while flowing a positive current. As a result, in high-speed welding with a welding speed of 200 cm / min or more, even if disturbance factors such as an excessive gap in the fillet weld, an excessive coating film thickness of the shop primer, and a current / voltage fluctuation in the factory occur, A multi-electrode gas shielded arc welding method is obtained that is extremely stable and does not require rework.
しかしながら、本発明者等は、上記従来技術において、先行電極及び後行電極とフィラーワイヤの溶着速度には適正範囲があり、特にこのフィラーワイヤの溶着速度が適正範囲にない場合に、ビード外観、ビード形状不良防止及び湯溜まりの安定化という点で、必ずしも十分な特性が得られず、これらの要因に起因して耐気孔性の劣化が生じる場合があることを知見した。 However, the present inventors, in the above-described prior art, have an appropriate range for the welding speed of the leading electrode and the trailing electrode and the filler wire, particularly when the welding speed of the filler wire is not within the proper range, It has been found that sufficient characteristics are not always obtained in terms of prevention of bead shape failure and stabilization of the hot water pool, and deterioration of porosity resistance may occur due to these factors.
本発明はかかる問題点に鑑みてなされたものであって、溶接速度が１５０ｃｍ／分以上の高速溶接においても、確実にビード外観が良好で、ビード形状不良防止及び湯溜まりの安定化を得ることができ、これらに起因する耐気孔性の劣化を確実に防止できる多電極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。 The present invention has been made in view of such a problem, and even in high-speed welding with a welding speed of 150 cm / min or more, the bead appearance is surely good, the bead shape is prevented, and the hot water pool is stabilized. It is an object of the present invention to provide a multi-electrode gas shielded arc welding method capable of reliably preventing the deterioration of pore resistance caused by these.
本発明に係る多電極ガスシールドアーク溶接方法は、ガスシールドアーク溶接用フラックス入りワイヤを先行電極及び後行電極として使用し、先行電極と後行電極との極間距離を１５乃至５０ｍｍに設定し、フィラーワイヤを前記先行電極と後行電極との間の湯溜り中に挿入し、前記先行電極及び後行電極に逆極性の電流を流し、前記フィラーワイヤに正極性の電流（ワイヤマイナス）を流しながら１００乃至２００ｃｍ／分の溶接速度で隅肉溶接する多電極ガスシールドアーク溶接方法において、前記先行電極の溶着速度Ｌ（ｇ／分）及び後行電極の溶着速度Ｔ（ｇ／分）の和Ｌ＋Ｔが１００乃至５００ｇ／分であり、前記フィラーワイヤの溶着速度Ｆ（ｇ／分）が０．０３（Ｌ＋Ｔ）乃至０．３（Ｌ＋Ｔ）であり、前記フィラーワイヤの電流密度をｊ（Ａ／ｍｍ ２ ）、チップ−母材間距離をＥ（ｍｍ）、ワイヤ径をβ（ｍｍ）としたとき、Ｆ／（ｊ ２ Ｅβ ２ ）が３．０×１０ −５ 乃至３０．０×１０ −５ （ｇ・ｍｍ／Ａ ２ ・分）であることを特徴とする。
The multi-electrode gas shielded arc welding method according to the present invention uses a flux-cored wire for gas shielded arc welding as a leading electrode and a trailing electrode, and sets the distance between the leading electrode and the trailing electrode to 15 to 50 mm. The filler wire is inserted into the hot water pool between the preceding electrode and the succeeding electrode, a current having a reverse polarity is passed through the preceding electrode and the succeeding electrode, and a positive current (wire minus) is applied to the filler wire. In a multi-electrode gas shielded arc welding method in which fillet welding is performed at a welding speed of 100 to 200 cm / min while flowing, the welding speed L (g / min) of the preceding electrode and the welding speed T (g / min) of the following electrode a 100 to 500 g / min the sum L + T, the filler wire welding speed F (g / min) is 0.03 (L + T) to 0.3 (L + T), of the filler wire The flow density j (A / mm 2), the chip - base distance to E (mm), when the wire diameter was β (mm), F / (
この多電極ガスシールドアーク溶接方法において、前記フィラーワイヤに流す電流密度ｊが８８（Ａ／ｍｍ２）以下であることが好ましい。又は、前記フィラーワイヤに流す電流の電流密度が８８（Ａ／ｍｍ２）以上であると共に、前記フィラーワイヤの電流値及び送給量を夫々個別に制御することにより、前記フィラーワイヤからアークが発生しないようにすることが好ましい。 In this multielectrode gas-shielded arc welding method, it is preferable current density j flowing before Symbol filler wire is 88 (A / mm 2) or less. Alternatively, the current density of the current flowing through the filler wire is 88 (A / mm 2 ) or more, and an arc is generated from the filler wire by individually controlling the current value and the feeding amount of the filler wire. It is preferable not to do so.
また、前記フィラーワイヤの電流値及びワイヤ送給量を夫々単独で制御可能の電源を使用して、前記フィラーワイヤの電流値及びワイヤ送給量を制御することが好ましい。更に、前記フィラーワイヤと母材との間の電圧を検出し、この電圧が所定値を超えたときに、設定電流に拘わらず、１０Ａ以下に電流値を低減する機能を有するフィラーワイヤ用電源を使用することが好ましい。 Further, it is preferable to control the current value and the wire feed amount of the filler wire by using a power source capable of controlling the current value and the wire feed amount of the filler wire independently. Further, a power supply for a filler wire having a function of detecting a voltage between the filler wire and the base material and reducing the current value to 10 A or less regardless of a set current when the voltage exceeds a predetermined value. It is preferable to use it.
本発明においては、湯溜りにフィラーワイヤを挿入し、且つ、そのフィラ−ワイヤに正極性の電流を流しながら溶接することにより、湯溜まりを安定化し、アークを安定化したものである。このとき、先行電極及び後行電極の溶着速度の和Ｌ＋Ｔが１００乃至５００ｇ／分になり、フィラーワイヤの溶着速度Ｆが（Ｌ＋Ｔ）の０．０３倍〜０．３倍になるように、先行電極及び後行電極の送給速度及び電流値と、フィラーワイヤの送給速度及び電流値を設定する。これにより、フィラーワイヤの溶着速度Ｆが最小値で３ｇ／分、最大値で１５０ｇ／分となり、ビード外観、ビード形状及び湯溜まりの安定化にとって、適切なフィラーワイヤの溶着量が得られる。 In the present invention, a filler wire is inserted into a puddle, and welding is performed with a positive current flowing through the filler wire, thereby stabilizing the puddle and stabilizing the arc. At this time, the leading electrode and the trailing electrode have a welding speed L + T of 100 to 500 g / min, and the filler wire welding speed F is 0.03 to 0.3 times (L + T). The feeding speed and current value of the electrode and the trailing electrode, and the feeding speed and current value of the filler wire are set. Thereby, the welding speed F of the filler wire is 3 g / min at the minimum value and 150 g / min at the maximum value, and an appropriate amount of filler wire welding is obtained for stabilizing the bead appearance, the bead shape and the hot water pool.
本発明によれば、溶接速度が１００乃至２００ｃｍ／分の多電極ガスシールドアーク溶接において、特に、１５０ｍ／分以上の高速溶接においても、優れたビード外観、ビード形状及び湯溜まりの安定性が確実に得られる。 According to the present invention , excellent multi-electrode gas shielded arc welding with a welding speed of 100 to 200 cm / min, particularly high-speed welding at 150 m / min or more, ensures an excellent bead appearance, bead shape, and stability of the puddle. Is obtained.
以下、本発明の実施の形態について、添付の図面を参照して具体的に説明する。図１は本発明の実施形態に係る多電極ガスシールドアーク溶接方法を示す斜視図、図２はその溶融金属部を示す拡大縦断面図である。図１及び図２に示す溶接態様は、水平すみ肉溶接に関するものである。被溶接材としての下板１が水平に設置され、立板２がこの下板１上に垂直に配置されている。この立板２と下板１との間の隅部を先行電極３及び後行電極４により、すみ肉溶接する。この場合に、先行電極３と後行電極４との間の湯溜り１０に、フィラーワイヤ５が挿入されている。本実施形態においては、先行電極３と後行電極４との間の極間距離が１５乃至５０ｍｍである。また、フィラーワイヤ５は、フィラーワイヤ５が正極性になるように給電され（ワイヤマイナス）、この給電電流密度としては例えば８８（Ａ／ｍｍ２）以下である。先行電極３，後行電極４及びフィラーワイヤ５の組は、夫々立板２の両側に配置されて、立板２の両側で同時に溶接される。
Hereinafter, embodiments of the present invention will be specifically described with reference to the accompanying drawings. FIG. 1 is a perspective view showing a multi-electrode gas shield arc welding method according to an embodiment of the present invention, and FIG. 2 is an enlarged longitudinal sectional view showing a molten metal portion thereof. Welding the embodiment shown in FIGS. 1 and 2, Ru der relates horizontal fillet welding. A
この水平すみ肉溶接において、先行電極３及び後行電極４により溶融金属８が形成され、この溶融金属８が凝固して、溶接金属７が形成される。溶融スラグ９は溶接金属７上に浮上する。また、先行電極３及び後行電極４から溶融金属８に向って伸びている放射状部分は、各々の電極からのアークを示す。
In this horizontal fillet welding, the
次に、上述の数値限定の理由について説明する。 Next, the reason for the above numerical limitation will be described.
「先行電極と後行電極との間の極間距離：１５乃至５０ｍｍ」
本発明においては、先行電極と後行電極の極間が１５乃至５０ｍｍであることが必須である。ここで、極間距離とは、各電極におけるワイヤ先端間の距離である。ＤＣ電源を用いて溶接を行う場合、磁気吹き及び１つの溶融池形成の点から先行電極及び後行電極の極間距離が問題となる。この極間距離が１５ｍｍよりも小さいと、先行電極、後行電極が共にアークが安定せず、ビード外観・形状が悪くなり、またスパッタの発生量が多くなる。一方、極間距離が５０ｍｍよりも大きいと、２電極で１つの溶融池を形成することが不可能となり、耐ピット性が悪くなる。従って、先行電極と後行電極の極間距離を１５乃至５０ｍｍの範囲とする。なお、より好ましい範囲は、２５乃至３５ｍｍである。
“Distance between the leading electrode and the trailing electrode: 15 to 50 mm”
In the present invention, it is essential that the distance between the leading electrode and the trailing electrode is 15 to 50 mm. Here, the interelectrode distance is the distance between the wire tips in each electrode. When welding is performed using a DC power source, the distance between the leading electrode and the trailing electrode becomes a problem in terms of magnetic blowing and formation of one molten pool. When the distance between the electrodes is less than 15 mm, the arc of the leading electrode and the trailing electrode is not stable, the bead appearance and shape are deteriorated, and the amount of spatter generated increases. On the other hand, if the distance between the electrodes is larger than 50 mm, it becomes impossible to form one molten pool with two electrodes, and the pit resistance deteriorates. Accordingly, the distance between the leading electrode and the trailing electrode is set to a range of 15 to 50 mm. A more preferable range is 25 to 35 mm.
「フィラーワイヤ及びその極性：溶融池が正極性、フィラーワイヤが正極性」
本発明においては、先行電極及び後行電極が直流ワイヤ逆極性（ＤＣＥＰ、Direct Current Electrode Positive）で、フィラーワイヤが正極性（ワイヤマイナス）である。また、本発明においては、フィラーワイヤ５を先行電極３と後行電極４との間に形成される溶融金属８（プール）の中の湯溜り１０に挿入する。そのフィラーワイヤ５としては、ソリッドワイヤ又はフラックス入りワイヤを適用できる。ソリッドワイヤの場合には従来のメッキありソリッドワイヤでもよく、また最近、適用範囲が拡大しているメッキ無しソリッドワイヤでも良い。特に成分は規定がなくＪＩＳＺ３３１２に規定されるＹＧＷ１１乃至ＹＧＷ２４の中から適切なものを選択できる。フラックス入りワイヤの場合には成分の調整が容易であり、先行電極３に使用するワイヤの成分と後行電極４に使用するワイヤの成分を変えたりしても良い。なお、フラックス入りワイヤの中でも所謂メタル系と称される金属粉を主体とするフラックスを充填したワイヤが好ましい。フィラーワイヤは主に抵抗加熱により溶融するためスラグ形成剤のような融点の高い粉体は解け残りが懸念されるため、メタル系であれば殆ど金属粉末であるため容易に溶融していく。なお、フィラーワイヤがフラックス入りワイヤの場合には、フィラーワイヤ送給量とフィラーワイヤ溶着速度は一致しない場合がある。つまり、フィラーワイヤ成分のうち、スラグになる成分が入っているフラックス入りワイヤの場合であるが、いずれにしろ、溶着金属になる溶着速度を制御すればよい。
“Filler wire and its polarity: molten pool is positive, filler wire is positive”
In the present invention, the leading electrode and the trailing electrode have a direct current electrode positive (DCEP) polarity, and the filler wire has a positive polarity (wire minus). In the present invention, the
なお、フィラーワイヤは、先行極と後行極との間に挿入されて、先行極と後行極のアーク干渉を緩和する。先行極及び後行極は共に逆極性であるために、各電極の周りにできる磁界の方向は同じになる。フィラーワイヤを挿入しない場合、先行極と後行極の間では磁界を互いに弱め合う効果が発生する。その結果として、先行及び後行極のアークが引き合う減少（アーク干渉）が生じ、溶融プールが不安定になる。しかし、フィラーワイヤをワイヤマイナスで挿入した場合、先行極及び後行極と逆方向の磁界が生じるために、結果として先行と後行極の磁界が打ち消し合う効果を軽減できる。このような理由から、フィラーワイヤを先行電極と後行電極との間に形成される溶融金属（プール）の中の湯溜りに挿入する。 Note that the filler wire is inserted between the leading electrode and the trailing electrode to mitigate arc interference between the leading electrode and the trailing electrode. Since both the leading and trailing poles have opposite polarities, the direction of the magnetic field generated around each electrode is the same. When the filler wire is not inserted, an effect of weakening the magnetic field between the leading electrode and the trailing electrode occurs. As a result, there is a reduction (arc interference) in which the arcs of the leading and trailing electrodes attract each other and the molten pool becomes unstable. However, when the filler wire is inserted with a wire minus, a magnetic field in the direction opposite to the leading and trailing poles is generated. As a result, the effect of canceling out the magnetic fields of the leading and trailing poles can be reduced. For this reason, the filler wire is inserted into the hot water pool in the molten metal (pool) formed between the preceding electrode and the succeeding electrode.
また、通常のガスシールドアーク溶接においては、先行電極及び後行電極はワイヤプラスの逆極性である。 Further, in normal gas shielded arc welding, the leading electrode and the trailing electrode have the opposite polarity of wire plus.
いずれにしても、湯溜り１０の安定化にはフィラーワイヤ５を湯溜り１０に挿入して、その極性が正極性（ワイヤマイナス）の電流をフィラーワイヤに供給することが必須である。逆極性にすると各種の外乱要因（（ａ）すみ肉溶接部の過大ギャップ、（ｂ）ショッププライマの過大塗布膜厚、（ｃ）工場内での電流電圧変動等）の影響を解消することはできない。極間距離が１５ｍｍ未満の場合の問題点と同様に、先行電極、後行電極が共にアークが安定せず、ビード外観・形状が悪くなる、また、スパッタの発生量が多くなる等の問題が生じる。スパッタの多発はシールドノズルへのスパッタの付着によりシールド不良になり気孔発生の原因にもなる。一方、フィラーワイヤに正極性電流を流すと、各種外乱にも影響されない安定した湯溜りが形成される。このメカニズムは必ずしも明らかではないが、以下のように考察することができる。
In any case, in order to stabilize the
湯溜りを安定して形成するために、プールの粘性及び溶接速度等の重要なファクターがあるが、２電極のアークの発生方向及びアーク力（プラズマ気流による圧力）が適当にバランスしていることも、湯溜りの安定形成に欠くことができないと考えられる。磁気吹きにより、このアークの方向性、力のバランスが崩れると、湯溜りが不安定となり、健全な溶接ができなくなる。 There are important factors such as the viscosity of the pool and the welding speed in order to form a stable puddle, but the generation direction of the two-electrode arc and the arc force (pressure by the plasma stream) must be properly balanced. However, it is considered indispensable for the stable formation of a puddle. If the directionality and force balance of this arc is lost due to magnetic blowing, the puddle becomes unstable and sound welding cannot be performed.
一般に磁気吹きといわれている現象はその原因は大きく分けて２種類と思われる。即ちアークを通過して被溶接物を流れる電流が被溶接物の形状不均一及び被溶接物の形状そのものが非対称複雑である場合、又は被溶接物の端部を溶接する場合に端部であるため被溶接物の一方向に電流が流れやすい場合、被溶接物のアース位置が不適当な場合等の理由により、被溶接物に流れる電流全体により生じる磁界が不均一になる場合である。構造物の形状やアース線の取り方により、アーク発生点近傍の磁界の偏りの影響によりアークが偏向することが１つ目の磁気吹き現象である。この場合は多電極施工法の複数のアーク全体が影響を受け、いずれか一方向に偏向する等の問題が生じる。この対策には従来アース位置を複数設けたりすることが提案されている。本発明者らはこれには被溶接物に流れる全電流を下げることが溶融池近傍の磁界の偏りを低減出来るのではと考えた。その具体的方策として、溶融池にフィラーワイヤを挿入し、逆向きに電流を流すことで、被溶接物に流れる全電流値を下げることが適切であると考察した。逆極性の２電極に間に、正極性のフィラーワイヤを挿入することで、プール近傍の構造物に流れる直流電流が２電極の電流の和から、フィラーワイヤの電流を差し引いた値となるため、磁界の偏りが小さくなりこのため、磁気吹きが起こり難くなったものと思われる。 There are two main causes of the phenomenon generally called magnetic blowing. That is, the current flowing through the work piece through the arc is an end when the shape of the work piece is non-uniform and the shape of the work piece itself is asymmetrically complex, or when the end of the work piece is welded. Therefore, when the current tends to flow in one direction of the work piece, the magnetic field generated by the entire current flowing through the work piece becomes non-uniform due to the ground position of the work piece being inappropriate. The first magnetic blowing phenomenon is that the arc is deflected by the influence of the bias of the magnetic field in the vicinity of the arc generation point depending on the shape of the structure and the ground wire. In this case, the whole of a plurality of arcs in the multi-electrode construction method is affected, causing problems such as deflection in one direction. For this measure, it has been proposed to provide a plurality of ground positions. The inventors of the present invention thought that reducing the total current flowing through the work piece can reduce the magnetic field bias in the vicinity of the weld pool. As a specific measure, it was considered appropriate to lower the total current value flowing through the work piece by inserting a filler wire into the molten pool and flowing a current in the opposite direction. By inserting a positive filler wire between the two electrodes of opposite polarity, the direct current flowing in the structure near the pool becomes a value obtained by subtracting the filler wire current from the sum of the currents of the two electrodes. It seems that the magnetic field is less biased and, therefore, the magnetic blow is less likely to occur.
図３を使用して上記の説明を補足する。ｉ１は先行電極に流れる溶接電流を表し、ｉ２は後行電極に流れる溶接電流を表し、ｉ３はフィラーワイヤに流れる電流を表す。フィラーワイヤを挿入しない場合には、被溶接物に流れる全電流はｉ１＋ｉ２である。しかし、フィラーワイヤを挿入して逆向きにｉ３を流すことによリ、被溶接物に流れる全電流はｉ１＋ｉ２−ｉ３となり、ｉ３の電流分が低下する。そのため、全電流により生じる磁界も低下し、被溶接物に流れる電流全体により、磁気吹きは軽減される。 The above description will be supplemented using FIG. i 1 represents the welding current flowing through the leading electrode, i 2 represents the welding current flowing through the trailing electrode, and i 3 represents the current flowing through the filler wire. When no filler wire is inserted, the total current flowing through the workpiece is i 1 + i 2 . However, by inserting the filler wire and flowing i 3 in the opposite direction, the total current flowing through the workpiece is i 1 + i 2 -i 3 , and the current of i 3 is reduced. Therefore, the magnetic field generated by the total current is also reduced, and the magnetic blowing is reduced by the entire current flowing through the workpiece.
もう一つの磁気吹きの原因としては２電極１プールを構成する先行電極と後行電極による２つのアーク同士による干渉である。従来、湯溜りは先行電極と後行電極により挟まれた溶融金属が先行電極と後行電極のアーク力により押されて安定しているものと考えられ、２つのアークは互いに引合う方向（湯溜りを押し合う方向）に調整するのが必要と考えられていたが、本発明では逆にフィラーワイヤには逆向き電流を流すことによって夫々のアークにはフィラーワイヤからは反発する方向に電磁力を加えると湯溜りが極めて安定することを発見した。この理由は必ずしも明確ではないが、以下のように推定できる。もともと２電極に同一方向の電流を流すと夫々の電極の磁界の影響で引き合う方向に力が働き、この状態で湯溜りをつくりながら上手くバランスしているが、例えば磁気吹き等をきっかけに湯溜りを越えて互いのアークが引き合う状況、又はギャップが大きくプールが下がり湯溜りが無くなれば、アークが直接引き合う状況になる。一旦、こうなると安定した湯溜りを再形成することが困難となることが推測できる。２電極の間に存在する適当な湯溜りがアークの干渉を和らげる役割を持っていると思われる。２電極の間に逆向きに電流を流すフィラーワイヤがあれば、この２電極の電流による偏った磁界をある程度キャンセルすることになるため、２電極が引き合う力が弱くなりアークの干渉が低減されることになる。従って、本発明においては、フィラーワイヤには溶接電流とは逆向きに電流を流すことが大きなポイントとなる。 Another cause of the magnetic blow is interference by two arcs by the leading electrode and the trailing electrode constituting the two-electrode / one pool. Conventionally, it is considered that a molten metal sandwiched between a leading electrode and a trailing electrode is stabilized by the molten metal being pushed by the arc force of the leading electrode and the trailing electrode, and the two arcs attract each other (hot water). In the present invention, on the contrary, by applying a reverse current to the filler wire, an electromagnetic force is applied to each arc in a direction repelling the filler wire. It was found that the sump was extremely stable when added. The reason for this is not necessarily clear, but can be estimated as follows. Originally, when currents in the same direction are applied to the two electrodes, a force works in the direction attracted by the magnetic field of each electrode. The situation where the arcs of each other are drawn across the gap, or when the gap is large and the pool falls and the puddle disappears, the arcs attract directly. Once this happens, it can be assumed that it will be difficult to re-form a stable puddle. It seems that an appropriate hot water pool existing between the two electrodes has a role of mitigating arc interference. If there is a filler wire that allows current to flow in the opposite direction between the two electrodes, the biased magnetic field due to the current of the two electrodes is canceled to some extent, so that the force attracted by the two electrodes is weakened and arc interference is reduced. It will be. Therefore, in the present invention, it is a major point that a current flows through the filler wire in the direction opposite to the welding current.
更に、フィラーワイヤの挿入は２電極１プールである本施工法での湯溜りを安定化させる別の効果ももたらす。即ち、フィラーワイヤによる溶着金属の増加はアークよりも低温度の溶融金属を供給し、この溶融金属を湯溜り部分に供給することは湯溜り安定に極めて有効と考えられる。フィラーワイヤを挿入することで、溶着金属が増加して、湯溜りが大きくなり、また湯の温度が低下している（アークを発生していないから）と考えられる。湯溜りが大きくなることは、磁気吹きを低減する方向であり、湯の温度が下がることも溶融金属の流動性が低下して湯溜りの揺れを抑制するのに効果があると推定される。 Furthermore, the insertion of the filler wire also brings about another effect of stabilizing the hot water pool in this construction method, which is a two-electrode / one pool. That is, it is considered that the increase of the deposited metal by the filler wire supplies molten metal at a temperature lower than that of the arc, and supplying this molten metal to the hot water pool portion is extremely effective for hot water pool stability. By inserting the filler wire, it is considered that the weld metal increases, the hot water pool becomes larger, and the temperature of the hot water is lowered (since no arc is generated). An increase in the hot water pool is a direction to reduce the magnetic blow, and it is presumed that a decrease in the hot water temperature is also effective in suppressing the fluctuation of the hot water pool due to a decrease in the fluidity of the molten metal.
「先行電極の溶着速度Ｌ（ｇ／分）及び後行電極の溶着速度Ｔ（ｇ／分）の和Ｌ＋Ｔが１００乃至５００ｇ／分」
Ｌ＋Ｔが１００（ｇ／分）未満の場合には、溶着金属量が過小であるために、ビード形状が凸になり、また、アンダカットが多発する等、良好な溶接ビードを形成することができない。また、Ｌ＋Ｔが５００（ｇ／分）を超える場合には、溶接金属量が過大であるために、湯溜まりが安定せず、結果としてビード形状が均一にならず、かつ、ビード外観（揃い）が乱れる。なお、良好なビード形状を得るために、より好ましくは、Ｌ＋Ｔは１４０乃至４６０（ｇ／分）である。
“The sum L + T of the welding speed L (g / min) of the leading electrode and the welding speed T (g / min) of the trailing electrode is 100 to 500 g / min”
When L + T is less than 100 (g / min), the weld metal amount is excessively small, so that the bead shape becomes convex and frequent undercuts cannot be formed. . On the other hand, when L + T exceeds 500 (g / min), the amount of weld metal is excessive, so that the hot water pool is not stabilized, and as a result, the bead shape is not uniform, and the bead appearance is uniform. Is disturbed. In order to obtain a good bead shape, L + T is more preferably 140 to 460 (g / min).
「フィラーワイヤの溶着速度Ｆ（ｇ／分）が０．０３（Ｌ＋Ｔ）乃至０．３（Ｌ＋Ｔ）」
フィラーワイヤ５はアークが出ていないので、フィラーワイヤ５の溶着金属量の多少は、溶接ビードの脚長の大小にあまり関与しない。溶接ビード脚長の大小に対しては、先行電極及び後行電極の溶着金属量が支配的である。従って、フィラーワイヤ５の溶着速度Ｆが０．３（Ｌ＋Ｔ）を超えると、先行電極３及び後行電極４の溶着金属量に相当する溶接ビード脚長に対するフィラーワイヤの溶着金属量が過多となり、ビード形状が凸型になる。一方、Ｆが０．０３（Ｌ＋Ｔ）未満になると、フィラーワイヤによる湯溜まり１０の安定性の向上効果が少なくなり、その結果、ビード外観及びビード形状を劣化させる。よって、フィラーワイヤの溶着速度Ｆ（ｇ／分）は０．０３（Ｌ＋Ｔ）乃至０．３（Ｌ＋Ｔ）とする。なお、良好なビード形状を得るために、より好ましくは、溶着速度Ｆは、０．０３５（Ｌ＋Ｔ）乃至０．１００（Ｌ＋Ｔ）である。
“The filler wire welding speed F (g / min) is 0.03 (L + T) to 0.3 (L + T)”
Since the
「Ｆ／（ｊ２Ｅβ２）：３．０×１０−５乃至３０．０×１０−５（ｇ・ｍｍ／Ａ２・分）」
通常のＴＩＧ（タングステンイナートガス溶接）で用いられるフィラーワイヤでは、その溶融エネルギーはＴＩＧアークにより与えられ、溶融金属に接触した後の溶融金属から与えられるエネルギーは支配的ではないと考えられる。しかしながら、本発明におけるフィラーワイヤは先行電極と後行電極とのアークに直接さらされる位置にないため、フィラーワイヤの溶融エネルギーは、フィラーワイヤに通電された電流によるジュール熱と溶融池の湯溜まりに挿入された後の溶融池からの加熱によるエネルギーによることとなる。従って、溶接フィラーワイヤの溶着速度（送給量）とフィラーワイヤに与えるエネルギー量との間には適正な関係が存在する。即ち、所定のフィラーワイヤを湯溜まりに送給して円滑な溶融と湯溜まりの良好な制御を行うには、適正な条件範囲がある。前述のとおり、フィラーワイヤの溶融には、先行極と後行極のアーク熱を間接的に得て溶融する割合は溶接現象の観察結果からは殆ど寄与していないと思われ、支配的なのは、湯溜まりのエネルギーを吸収することによる溶融と、フィラーワイヤに通電した電流によるジュール発熱による溶融である。即ち、フィラーワイヤが円滑に湯溜まりに供給されている状態は、送給されたフィラーワイヤが完全に溶融しているわけではないので、ジュール発熱だけでは、溶融するために必要なエネルギーとして不足していることを示しているが、そのことは、湯溜まりの溶融金属が有するエネルギーからの吸収があることを示している。換言すれば、湯溜まりの溶融金属からフィラーワイヤへのエネルギーの吸収は、フィラーワイヤから湯溜まりの溶融金属への冷却効果に反映される。
“F / (j 2 Eβ 2 ): 3.0 × 10 −5 to 30.0 × 10 −5 (g · mm / A 2 · min)”
In the filler wire used in normal TIG (tungsten inert gas welding), the melting energy is given by the TIG arc, and the energy given from the molten metal after contacting the molten metal is considered not to be dominant. However, since the filler wire in the present invention is not in a position where it is directly exposed to the arc of the leading electrode and the trailing electrode, the melting energy of the filler wire is inserted into the Joule heat generated by the current passed through the filler wire and the pool of the molten pool. It will depend on the energy from the heating from the molten pool after. Accordingly, there is an appropriate relationship between the welding filler wire welding speed (feed amount) and the amount of energy applied to the filler wire. That is, there is an appropriate condition range in order to feed a predetermined filler wire to the hot water pool to perform smooth melting and good control of the hot water pool. As mentioned above, it seems that the melting rate of the filler wire indirectly contributes to the melting rate by indirectly obtaining the arc heat of the leading electrode and the trailing electrode from the observation result of the welding phenomenon. Melting by absorbing the energy of the hot water pool and melting by Joule heat generation due to the current passed through the filler wire. That is, when the filler wire is being smoothly supplied to the hot water pool, the fed filler wire is not completely melted, so that only Joule heat generation is insufficient as energy necessary for melting. This indicates that there is absorption from the energy of the molten metal in the puddle. In other words, the absorption of energy from the molten metal in the puddle to the filler wire is reflected in the cooling effect from the filler wire to the molten metal in the puddle.
そこで、本発明者等が種々の確認試験を行った結果、適正なフィラーワイヤ送給量（溶着速度）Ｆとフィラーワイヤのジュール発熱の間には上記関係式にて制御した適正な範囲にすることが有用であることがわかった。 Therefore, as a result of various confirmation tests by the present inventors, an appropriate range controlled by the above relational expression is set between an appropriate filler wire feeding amount (welding speed) F and Joule heat generation of the filler wire. It has proved useful.
即ち、本発明においては、ビード形状を形成する要因として、湯溜まりの特性（粘性・温度等）が支配的であると考える。そして、湯溜まりの特性は、フィラーワイヤのジュール発熱量が支配的となる。フィラーワイヤの抵抗をＲ（Ω）、通電電流をＩ（Ａ）、電流密度をｊ（Ａ／ｍｍ２）、フィラーワイヤの直径をβ（ｍｍ）とすると、ジュール発熱量はＩ２Ｒ＝｛ｊ×π（β／２）２｝２×Ｒに比例する。また、フィラーワイヤの突き出し長さ（チップ−母材間距離）をＥ（ｍｍ）としたとき、ＲはＥ／｛π（β／２）２｝に比例する。このため、ジュール発熱量は、｛ｊ×π（β／２）２｝２×Ｅ／｛π（β／２）２｝＝（π／４）ｊ２Ｅβ２に比例し、従って、ｊ２Ｅβ２に比例する。 That is, in the present invention, it is considered that the characteristics of the hot water pool (viscosity, temperature, etc.) are dominant as a factor for forming the bead shape. In addition, the characteristic of the hot water pool is dominated by the Joule heating value of the filler wire. When the resistance of the filler wire is R (Ω), the energization current is I (A), the current density is j (A / mm 2 ), and the diameter of the filler wire is β (mm), the Joule heating value is I 2 R = { j × π (β / 2) 2 } 2 × R. Further, when the protruding length of the filler wire (tip-base material distance) is E (mm), R is proportional to E / {π (β / 2) 2 }. Therefore, the Joule heating value is proportional to {j × π (β / 2) 2 } 2 × E / {π (β / 2) 2 } = (π / 4) j 2 Eβ 2 , and therefore j 2 proportional to Eβ 2.
一方、適正なフィラーワイヤの溶着速度Ｆ（ｇ／分）はジュール発熱量と比例関係にあるので、Ｆ及びｊ２Ｅβ２の比には適正な範囲があると考えられる。そこで、本発明においては、良好なビード形状を得るために、ワイヤ溶着速度Ｆをジュール発熱量を基準にして規定するために、Ｆ／（ｊ２Ｅβ２）の範囲を規定する。 On the other hand, since the proper filler wire welding speed F (g / min) is proportional to the Joule heating value, it is considered that the ratio of F and j 2 Eβ 2 has an appropriate range. Therefore, in the present invention, in order to obtain a good bead shape, the range of F / (j 2 Eβ 2 ) is defined in order to define the wire welding speed F on the basis of the Joule heating value.
即ち、Ｆ／（ｊ２Ｅβ２）が３．０×１０−５（ｇ・ｍｍ／Ａ２・分）未満であるとき、フィラーワイヤの溶着速度に対して、フィラーワイヤのジュール発熱量が大きすぎるために、フィラーワイヤ添加による湯溜まりの冷却効果が少なく、湯溜まりが不安定となり、結果として、ビード形状の不均一及びビード外観の劣化、特に、揃いの劣化が引き起こされる。また、Ｆ／（ｊ２Ｅβ２）が３０．０×１０−５（ｇ・ｍｍ／Ａ２・分）を超えるとき、フィラーワイヤの溶着速度に対して、フィラーワイヤのジュール発熱量が小さすぎるために、フィラーワイヤ添加による湯溜まりの冷却効果が過大となり、結果として、ビード形状が凸型となる。また、アンダカットの発生も引き起こす。 That is, when F / (j 2 Eβ 2 ) is less than 3.0 × 10 −5 (g · mm / A 2 · min), the Joule heating value of the filler wire is larger than the welding speed of the filler wire. For this reason, the cooling effect of the hot water pool due to the addition of the filler wire is small, and the hot water pool becomes unstable. As a result, the bead shape is uneven and the appearance of the bead is deteriorated, in particular, the alignment is deteriorated. Further, when F / (j 2 Eβ 2 ) exceeds 30.0 × 10 −5 (g · mm / A 2 · min), the Joule heating value of the filler wire is too small with respect to the welding speed of the filler wire. Therefore, the cooling effect of the hot water pool due to the addition of the filler wire becomes excessive, and as a result, the bead shape becomes convex. It also causes undercuts.
「フィラーワイヤの電流密度ｊ：８８（Ａ／ｍｍ２）以下」
フィラーワイヤの電流密度が８８（Ａ／ｍｍ２）を超えると、電流値が大きいために、先行極及び後行極のアーク干渉の緩和という観点では有効であるが、ジュール発熱量が過大となるため、湯溜まりの冷却効果が不足しがちであり、結果としてビード形状の不均一及びオーバーラップ等が発生しやすい傾向がある。このため、本発明の１態様においては、フィラーワイヤの電流密度は８８（Ａ／ｍｍ２）以下とする。
“Filler wire current density j: 88 (A / mm 2 ) or less”
When the current density of the filler wire exceeds 88 (A / mm 2 ), since the current value is large, it is effective in terms of mitigating arc interference between the leading electrode and the trailing electrode, but the Joule heat generation becomes excessive. Therefore, the cooling effect of the hot water pool tends to be insufficient, and as a result, there is a tendency that the bead shape is not uniform and the overlap is likely to occur. For this reason, in 1 aspect of this invention, the current density of a filler wire shall be 88 (A / mm < 2 >) or less.
「フィラーワイヤの電流密度ｊ：８８（Ａ／ｍｍ２）以上」
フィラーワイヤ電流密度が８８（Ａ／ｍｍ２）未満であると、前述の如く、電流値が小さいために、湯溜りの冷却効果よる安定化という観点では有利であるが、溶融プールの冷却速度が増大し、結果として良好な耐気孔性が確保できない傾向がある。このため、本発明の別の態様においては、耐気孔性を重視する場合に、フィラーワイヤの電流密度を８８（Ａ／ｍｍ２）以上とする。この条件下では、フィラーワイヤの抵抗発熱により溶融プールの冷却効果を低減し、溶融プール中のプライマーの燃焼ガスなどの放出可能な時間が増大し、結果として、耐気孔性が向上する。但し、電流密度が１０５（Ａ／ｍｍ２）以上では、フィラーワイヤが溶融プールから離れ、アークの発生が頻繁に生じることで、湯溜りの安定形成を持続することが困難となる。この場合、アーク発生を防止する機能を有するフィラーワイヤ用電源を用いることが有効である。
“Filler wire current density j: 88 (A / mm 2 ) or more”
When the filler wire current density is less than 88 (A / mm 2 ), the current value is small as described above, which is advantageous in terms of stabilization due to the cooling effect of the hot water pool. As a result, there is a tendency that good porosity resistance cannot be secured. For this reason, in another aspect of the present invention, the current density of the filler wire is set to 88 (A / mm 2 ) or more when importance is attached to the pore resistance. Under this condition, the cooling effect of the molten pool is reduced by the resistance heating of the filler wire, the time during which the combustion gas of the primer in the molten pool can be released is increased, and as a result, the pore resistance is improved. However, if the current density is 105 (A / mm 2 ) or more, the filler wire is separated from the molten pool, and arcing frequently occurs, making it difficult to maintain stable formation of the hot water pool. In this case, it is effective to use a filler wire power source having a function of preventing arc generation.
「前記フィラーワイヤの電流値及び送給量を夫々個別に制御することにより、前記フィラーワイヤからアークが発生しないようにする」
本発明においては、フィラーワイヤから溶融プールに供給するジュール発熱量を変化させることで、溶融プールの粘性及び温度を変化させることができることが望ましい。本発明方法においては、フィラーワイヤ用の電源として、市販の定電流特性電源での溶接自体は可能である。しかし、市販の定電圧特性電源ではワイヤ送給量及び電流密度を夫々単独で制御することができないために、フィラーワイヤから溶融プールに供給するジュール発熱量を制御することが困難となる。また、市販の定電圧特性電源ではアークが発生せず、かつ、安定した溶融プールを形成する条件範囲が小さくなり、本施工法の利点が損なわれる。そこで、本施工法を実施してフィラーワイヤからアークを発生させずに良好な溶接ビードを得るには、フィラーワイヤ用電源として、電流値（電流密度）及びワイヤ送給量を夫々単独で制御することが可能である電源を使用することが望ましい。
“An arc is not generated from the filler wire by individually controlling the current value and the feeding amount of the filler wire.”
In the present invention, it is desirable that the viscosity and temperature of the molten pool can be changed by changing the amount of Joule heat supplied from the filler wire to the molten pool. In the method of the present invention, welding with a commercially available constant current characteristic power source is possible as the power source for the filler wire. However, since a commercially available constant voltage characteristic power source cannot control the wire feed amount and the current density independently, it is difficult to control the Joule heat generation amount supplied from the filler wire to the molten pool. In addition, a commercially available constant voltage characteristic power source does not generate an arc, and the condition range for forming a stable molten pool is reduced, and the advantages of the present construction method are impaired. Therefore, in order to obtain a good weld bead without carrying out this construction method without generating an arc from the filler wire, the current value (current density) and the wire feed amount are individually controlled as the filler wire power source. It is desirable to use a power supply that is capable of.
また、電流密度８８Ａ／ｍｍ２以上（より好ましくは１０５Ａ／ｍｍ２以上）では、溶融プールの粘度の低下、又はフィラーワイヤ挿入による溶融プールの冷却効果の低減により耐気孔性が向上する。しかし、この条件ではフィラーワイヤのジュール発熱量が大きいために、フィラーワイヤからアークが発生しやすい条件であり、アークが発生した場合は溶融プールが不安定になることによって良好な溶接ビードの形成は困難となる。従って、電流密度８８Ａ／ｍｍ２以上の条件下において、溶融プールの安定性を維持するためには、フィラーワイヤ用電源としてワイヤ送給量及び電流値を夫々単独で制御する機能のみよりは、フィラーワイヤと母材との間の電圧を検出し、一定の電圧を超えたときは（アークの発生の検出にあたる）、設定電流に拘わらず、１０Ａ以下に電流値を瞬時に低減してフィラーワイヤの溶融を抑え、アークの発生を防止する機能を有するフィラーワイヤ用電源を使用することがより好ましい。 Further, when the current density is 88 A / mm 2 or more (more preferably 105 A / mm 2 or more), the pore resistance is improved by reducing the viscosity of the molten pool or reducing the cooling effect of the molten pool by inserting a filler wire. However, under this condition, since the Joule heat generation of the filler wire is large, an arc is likely to be generated from the filler wire. When the arc is generated, the molten pool becomes unstable, so that a good weld bead is formed. It becomes difficult. Therefore, in order to maintain the stability of the molten pool under the condition where the current density is 88 A / mm 2 or more, the filler power supply is more than the function of controlling the wire feed amount and the current value independently as the power source for the filler wire. When the voltage between the wire and the base material is detected and exceeds a certain voltage (corresponding to the detection of arc occurrence), the current value is instantaneously reduced to 10 A or less regardless of the set current, and the filler wire It is more preferable to use a power source for filler wires that has a function of suppressing melting and preventing arcing.
この機能を実現する一例として、フィラーワイヤと母材との間の電圧が所定電圧を超え、アークの発生を検出したとき、設定電流に拘わらず、１０Ａ以下に電流値を瞬時に低減して、フィラーワイヤの溶融を抑えることで、再びフィラーワイヤが溶融プールに接触するように電流制御を行う機能が電源に要求される。 As an example of realizing this function, when the voltage between the filler wire and the base material exceeds a predetermined voltage and the occurrence of an arc is detected, the current value is instantaneously reduced to 10 A or less regardless of the set current, By suppressing the melting of the filler wire, the power source is required to have a function of controlling the current so that the filler wire comes into contact with the molten pool again.
以上より、耐気孔性を重視する場合は、フィラーワイヤの電流密度を８８（Ａ／ｍｍ２）以上とし、より好ましくはフィラーワイヤよりアークが発生しないように制御するために、フィラーワイヤと母材との間の電圧が所定電圧を超え、アークの発生を検出したとき、設定電流に拘わらず、極めて小さい電流に瞬時に低減して、フィラーワイヤの溶融を抑えることが必要である。 From the above, when emphasizing the porosity resistance, the filler wire and the base material are used in order to control the current density of the filler wire to be 88 (A / mm 2 ) or more, and more preferably to prevent arcing from the filler wire. When the occurrence of an arc is detected when the voltage between and exceeds the predetermined voltage, it is necessary to suppress the melting of the filler wire by instantaneously reducing the current to an extremely small current regardless of the set current.
その他の溶接条件は、従来から施工されている２電極タンデム溶接と変わりがない。必要に応じて規制するのが望ましい条件は以下のようである。 Other welding conditions are the same as the conventional two-electrode tandem welding. Conditions that should be regulated as necessary are as follows.
「ワイヤ径」
先行電極のワイヤの直径（ワイヤ径という）は１．２乃至４．０ｍｍ、後行電極のワイヤ径は１．２乃至４．０ｍｍとし、且つ、（先行電極のワイヤ径）≧（後行電極のワイヤ径）の関係にするのが望ましい。ワイヤ径は、アークの安定性、溶融池の安定性及びビード外観に大きく影響を及ぼし、特に多電極の場合では先行電極及び後行電極のワイヤ径のバランスも重要である。
"Wire diameter"
The wire diameter of the leading electrode (referred to as the wire diameter) is 1.2 to 4.0 mm, the wire diameter of the trailing electrode is 1.2 to 4.0 mm, and (the wire diameter of the leading electrode) ≧ (the trailing electrode) It is desirable to have a relationship of (wire diameter). The wire diameter greatly affects the stability of the arc, the stability of the molten pool, and the bead appearance. In particular, in the case of multiple electrodes, the balance of the wire diameters of the leading electrode and the trailing electrode is also important.
即ち、先行電極のワイヤ径が１．２ｍｍよりも小さいと、アークが安定せず、ビード形状が悪くなり、４．０ｍｍよりも大きいと、先行電極からのスパッタ発生量が多くなる。また、後行電極のワイヤ径が１．２ｍｍよりも小さいとアークの広がりがなくなり、ビード外観・形状が悪くなる。また先行電極よりも大きいと後行電極におけるアーク及び溶融池が不安定となり、後行電極からのスパッタ発生量が多くなる。従って、先行電極及び後行電極のワイヤ径並びに両者の関係を上記のとおりとする。 That is, when the wire diameter of the leading electrode is smaller than 1.2 mm, the arc is not stable and the bead shape is deteriorated, and when it is larger than 4.0 mm, the amount of spatter generated from the leading electrode increases. On the other hand, when the wire diameter of the trailing electrode is smaller than 1.2 mm, the arc does not spread and the bead appearance and shape are deteriorated. On the other hand, if it is larger than the leading electrode, the arc and molten pool in the trailing electrode become unstable, and the amount of spatter generated from the trailing electrode increases. Therefore, the wire diameters of the leading electrode and the trailing electrode and the relationship between them are as described above.
「先行電極及び後行電極の組成」
先行電極及び後行電極として、いずれもフラックス入りワイヤを適用する。ルチールを主体とするチタニヤ系フラックス入りワイヤ又は所謂メタル系と称する金属粉を主体とするフラックス入りワイヤのいずれでも適用可能である。
"Composition of leading and trailing electrodes"
A flux-cored wire is used as both the leading electrode and the trailing electrode. Either a titania-based flux cored wire mainly composed of rutile or a flux cored wire mainly composed of metal powder called a so-called metal system is applicable.
なお、先行電極及び後行電極に使用するフラックス入りワイヤについては特に通常の単電極用に設計されたものより多電極施工法に適した組成が好ましい。即ち、先行電極及び後行電極の両方のフラックス入りワイヤにより１つの溶融池が形成されるためで、特に、組成についての制限はないが、特に好ましいワイヤ組成はチタニヤ系フラックス入りワイヤの場合にはワイヤ全質量あたり酸化物（ＴｉＯ２、ＳｉＯ２、ＭｇＯ、Ａｌ２Ｏ３、ＦｅＯ、Ｆｅ２Ｏ３、ＺｒＯ２等）は１．５乃至５．５質量％である。酸化物が１．５質量％未満ではビード表面を被うスラグがまだらになり、ビード外観・形状が悪化する。一方、酸化物が５．５質量％を超えると、スラグ量が過剰となり、スラグの流動性が大きくなるために、ビード止端部の揃いが悪化する。従って、酸化物は１．５乃至５．５質量％の範囲とする。なお、酸化物の原料にはルチール、イルミナイト、ジルコンサンド、アルミナ、マグネシア、珪砂等が挙げられる。 In addition, about the flux-cored wire used for a preceding electrode and a succeeding electrode, the composition suitable for the multi-electrode construction method is more preferable than what was designed especially for normal single electrodes. That is, since one molten pool is formed by the flux-cored wires of both the leading electrode and the trailing electrode, there is no particular restriction on the composition, but a particularly preferred wire composition is a titania-based flux-cored wire. Oxides (TiO 2 , SiO 2 , MgO, Al 2 O 3 , FeO, Fe 2 O 3 , ZrO 2, etc.) are 1.5 to 5.5% by mass based on the total mass of the wire. If the oxide is less than 1.5% by mass, the slag covering the bead surface becomes mottled, and the bead appearance and shape deteriorate. On the other hand, if the oxide exceeds 5.5% by mass, the amount of slag becomes excessive, and the fluidity of the slag increases, so that the alignment of the bead toes is deteriorated. Therefore, the oxide is in the range of 1.5 to 5.5% by mass. Examples of the oxide raw material include rutile, illuminite, zircon sand, alumina, magnesia, and silica sand.
アルカリ金属酸化物（Ｋ２Ｏ、Ｎａ２Ｏ及びＬｉ２Ｏ換算）は種々のものが適用でき、合計でワイヤ全質量あたり０．０１乃至０．１５質量％含有すべきである。これらのアルカリ金属酸化物が０．０１質量％未満では、アークの安定が得られない。一方、アルカリ金属酸化物が０．１５質量％を超えると、アークの吹きつけが強くなりすぎ、溶融池が安定しない。また、アルカリ金属酸化物の原料は吸湿しやすいので、ワイヤ全体の耐吸湿性が劣化しやすい。従って、アルカリ金属酸化物はＫ２Ｏ、Ｎａ２Ｏ及びＬｉ２Ｏの１種又は２種以上を０．０１乃至０．１５質量％の範囲とする。なお、Ｋ２Ｏ、Ｎａ２Ｏ、Ｌｉ２Ｏの原料としては、長石、ソーダガラス、カリガラス等が挙げられる。 Various alkali metal oxides (in terms of K 2 O, Na 2 O and Li 2 O) can be applied and should be contained in a total of 0.01 to 0.15% by mass with respect to the total mass of the wire. When these alkali metal oxides are less than 0.01% by mass, arc stability cannot be obtained. On the other hand, if the alkali metal oxide exceeds 0.15% by mass, the arc spray becomes too strong and the molten pool is not stable. Further, since the alkali metal oxide raw material is easy to absorb moisture, the hygroscopic resistance of the entire wire is likely to deteriorate. Accordingly, the alkali metal oxide has one or more of K 2 O, Na 2 O and Li 2 O in the range of 0.01 to 0.15% by mass. Incidentally, K 2 O, Na 2 O , as the raw material of Li 2 O, feldspar, soda glass, potassium glass, and the like.
更に、Ｍｇ、Ｓｉ、Ｍｎが脱酸剤等の目的で添加される。Ｍｇは原料としては、金属Ｍｇ、Ａｌ−Ｍｇ、Ｓｉ−Ｍｇ、Ｎｉ−Ｍｇ等が挙げられる。Ｓｉ原料としては、Ｆｅ−Ｓｉ、Ｆｅ−Ｓｉ−Ｍｎ等が挙げられる。Ｍｎ原料としては、金属Ｍｎ、Ｆｅ−Ｍｎ、Ｆｅ−Ｓｉ−Ｍｎ等が挙げられる。 Furthermore, Mg, Si, and Mn are added for the purpose of a deoxidizer or the like. Examples of the raw material for Mg include metal Mg, Al—Mg, Si—Mg, and Ni—Mg. Examples of the Si raw material include Fe—Si and Fe—Si—Mn. Examples of the Mn raw material include metal Mn, Fe—Mn, Fe—Si—Mn, and the like.
その他、含有される組成は、鉄粉、フッ化物、酸化ビスマス等である。メタル系フラックス入りワイヤの場合の特に好ましいワイヤ組成はワイヤ全質量あたり酸化物（ＴｉＯ２、ＳｉＯ２、ＭｇＯ、Ａｌ２Ｏ３、ＦｅＯ、Ｆｅ２Ｏ３、ＺｒＯ２等）は１．５質量％以下である。その代わり、金属原料はワイヤ全質量あたり９８質量％以上を含有させる。換言するとフラックス中には金属原料をフラックス全質量あたり９４質量％以上含ませることが望ましい。金属原料は鉄粉又はＦｅ−Ｍｎ及びＦｅ−Ｓｉ等の鉄合金がある。アーク安定剤としてアルカリ金属酸化物（Ｋ２Ｏ、Ｎａ２Ｏ及びＬｉ２Ｏ換算）はチタニヤ系と同様の種々のものが適用でき、合計でワイヤ全質量あたり０．０１乃至０．１５質量％含有すべきである。これらのアルカリ金属酸化物が０．０１質量％未満では、アークの安定が得られない。一方、アルカリ金属酸化物が０．１５質量％を超えると、アークの吹きつけが強くなりすぎ、溶融池が安定しない。また、アルカリ金属酸化物の原料が吸湿しやすいので、ワイヤ全体の耐吸湿性が劣化しやすい。従って、アルカリ金属酸化物はＫ２Ｏ、Ｎａ２Ｏ及びＬｉ２Ｏの１種又は２種以上を０．０１乃至０．１５％の範囲とする。なお、Ｋ２Ｏ、Ｎａ２Ｏ、Ｌｉ２Ｏの原料としては、長石、ソーダガラス、カリガラス等が挙げられる。その他、Ｍｇ、Ｓｉ、Ｍｎは同様に添加される。 In addition, the composition contained is iron powder, fluoride, bismuth oxide and the like. A particularly preferable wire composition in the case of a metal-based flux-cored wire is 1.5% by mass of oxide (TiO 2 , SiO 2 , MgO, Al 2 O 3 , FeO, Fe 2 O 3 , ZrO 2, etc.) per total mass of the wire. It is as follows. Instead, the metal raw material contains 98% by mass or more per total mass of the wire. In other words, it is desirable that the flux contains a metal raw material of 94% by mass or more per total mass of the flux. Metal raw materials include iron powder or iron alloys such as Fe-Mn and Fe-Si. As an arc stabilizer, alkali metal oxides (in terms of K 2 O, Na 2 O and Li 2 O) can be applied in the same manner as in the titania system, and the total amount is 0.01 to 0.15% by mass based on the total mass of the wire. Should contain. When these alkali metal oxides are less than 0.01% by mass, arc stability cannot be obtained. On the other hand, if the alkali metal oxide exceeds 0.15% by mass, the arc spray becomes too strong and the molten pool is not stable. In addition, since the alkali metal oxide raw material easily absorbs moisture, the hygroscopic resistance of the entire wire is likely to deteriorate. Accordingly, the alkali metal oxide contains K 2 O, Na 2 O, and Li 2 O in the range of 0.01 to 0.15%. Incidentally, K 2 O, Na 2 O , as the raw material of Li 2 O, feldspar, soda glass, potassium glass, and the like. In addition, Mg, Si, and Mn are similarly added.
「前進・後退角」
図１、図２に示すように、各々の電極は溶接の進行方向に垂直線から角度を持って位置させる。進行方向に傾けた角度を後退角と言い、進行方向と反対方向に傾けた角度を前進角と言う。先行電極のワイヤの角度を０乃至後退角１５°とし、後行電極のワイヤの角度を０乃至前進角２５°とするのが望ましい。前進角及び後退角は、スパッタの発生量、ビード形状に大きく影響を及ぼす。先行電極は前進角になると先行電極からスパッタ発生量が多くなり、後退角が１５°よりも大きくなるとアンダカットが発生し易くなる。後行電極は後退角になるとアークが安定せず、スパッタ発生量が多くなる。前進角が２５°よりも大きくなると、ビード外観・形状が悪くなる。従って、先行電極及び後行電極のワイヤ角度を上記のとおりとする。
"Advance / Retreat Angle"
As shown in FIGS. 1 and 2, each electrode is positioned at an angle from the vertical line in the welding direction. The angle tilted in the traveling direction is called the receding angle, and the angle tilted in the direction opposite to the traveling direction is called the advancing angle. It is desirable that the angle of the wire of the leading electrode is 0 to the receding angle 15 °, and the angle of the wire of the trailing electrode is 0 to the advancing angle 25 °. The advancing angle and the receding angle greatly affect the amount of spatter generated and the bead shape. When the leading electrode reaches the advance angle, the amount of spatter generated from the leading electrode increases, and when the receding angle exceeds 15 °, undercut is likely to occur. When the trailing electrode has a receding angle, the arc is not stable and the amount of spatter generated increases. When the advance angle is larger than 25 °, the bead appearance / shape is deteriorated. Accordingly, the wire angles of the leading electrode and the trailing electrode are set as described above.
「トーチ角度」
図１、図２に示すように、各々の電極は下板１と立板２の中間方向から挿入されるが、溶接進行方向の垂直線であって、下板１からの角度をトーチ角度と言う。先行電極及び後行電極共にトーチ角度を４０乃至６０°とするのが望ましい。トーチ角度は、ビード形状及びビード外観に大きく影響を及ぼす。４０°よりも小さいと、下板にアンダカットが発生し易くなり、６０°よりも大きいと、上板にアンダカットを発生し易くする。従って、先行電極及び後行電極共にトーチ角度を上記のとおりとする。
"Torch angle"
As shown in FIG. 1 and FIG. 2, each electrode is inserted from the middle direction between the
「溶接電流」
先行電極の電流を２５０Ａ以上の直流ワイヤ逆極性（ＤＣＥＰ、Direct Current Electrode Positive）、後行電極の電流を２００Ａ以上の直流ワイヤ逆極性（ＤＣＥＰ）とし、且つ、（先行電極の電流）≧（後行電極の電流）の関係とするのが望ましい。これは一般に溶接構造物のすみ肉溶接部に必要とされる脚長４.０ｍｍを確保するために必要な電流であり、上記電流を下回るとアークが安定しない。また、先行電極の電流が後行電極の電流よりも小さいと、先行電極と後行電極におけるアークの干渉により、先行電極のアークが乱れるためにビードの外観・形状が悪くなる。従って、先行電極と後行電極の電流並びに両者の関係を上記のとおりとする。
"Welding current"
DC wire reverse polarity (DCEP, Direct Current Electrode Positive) of 250A or more for the current of the leading electrode, DC wire reverse polarity (DCEP) of the trailing electrode of 200A or more, and (Current of the leading electrode) ≧ (Rear It is desirable that the current of the row electrode). This is a current necessary for securing a leg length of 4.0 mm which is generally required for a fillet weld portion of a welded structure. If the current is below the current, the arc is not stable. Also, if the current of the leading electrode is smaller than the current of the trailing electrode, the arc of the leading electrode is disturbed due to the interference of the arc between the leading electrode and the trailing electrode, so that the appearance and shape of the bead deteriorates. Therefore, the current of the leading electrode and the trailing electrode and the relationship between the two are as described above.
また、特に上記施工法をツイン溶接で行う場合、以下に示す条件において前記目的の達成が可能であることが判明した。 In particular, when the above construction method is performed by twin welding, it has been found that the above object can be achieved under the following conditions.
「シフト間隔」
立板を挾む両先行電極・後行電極のシフト間隔を０乃至３０ｍｍ又は７０ｍｍ以上とするのが望ましい。シフト間隔が３０乃至７０ｍｍの間では、スパッタの発生が多くなり、溶接作業性が悪くなるので、この間を除いたシフト間隔とする。
"Shift interval"
It is desirable that the shift interval between the leading electrode and the trailing electrode sandwiching the standing plate is 0 to 30 mm or 70 mm or more. When the shift interval is between 30 and 70 mm, spatter is increased and welding workability is deteriorated. Therefore, the shift interval is excluded.
なお、更に本発明を効果的に実施するには、狙い位置（即ち、ワイヤ先端からの立板までの距離）の調整が重要なポイントとなる。狙い位置は、溶込み確保、外観・形状が良好なビードの形成、溶融池の安定性及び耐気孔性に大きく影響を及ぼす。そのためには、先行電極の狙い位置はルートより下板側０乃至２ｍｍ、後行電極の狙い位置はルートより下板側０乃至３ｍｍとし、且つ、先行電極の狙い位置が後行電極の狙い位置よりもルートに近いか又は同一とするのが望ましい。 In order to effectively carry out the present invention, the adjustment of the target position (that is, the distance from the wire tip to the standing plate) is an important point. The target position has a great influence on ensuring penetration, forming a bead having a good appearance and shape, stability of the molten pool, and pore resistance. For this purpose, the aiming position of the leading electrode is 0 to 2 mm below the root, the aiming position of the trailing electrode is 0 to 3 mm below the root, and the aiming position of the leading electrode is the aiming position of the trailing electrode. It is desirable to be closer to or the same than the root.
先行電極の狙い位置は、溶込みを確保するために調整する必要があり、狙いが立板側であると、立板にアンダカットが発生しや易くなり、ビード形状が悪くなり、また狙いが下板側２ｍｍよりも大きいと、ルート部の溶込みを確保できず、ビードが等脚とならないことから、すみ肉部の強度を確保できない。また、後行電極の狙い位置は、ビード外観・形状を良くするために調整する必要があり、狙いが下板側０ｍｍ（立板側）よりも小さいか又は３ｍｍよりも大きいと、溶融池が安定せず、ビード外観・形状が悪くなり、またスパッタの発生量が多くなる。また後行電極の狙い位置が先行電極の狙い位置よりもルートに近くなると、耐気孔性が悪くなり、また溶融池が安定せず、ビード外観・形状が悪くなる。従って、先行電極及び後行電極の狙い位置並びに両者の関係を上記のとおりとする。 The aiming position of the leading electrode must be adjusted to ensure penetration, and if the aim is on the vertical plate side, undercuts tend to occur on the vertical plate, the bead shape becomes poor, and the aim is If it is larger than 2 mm on the lower plate side, the penetration of the root portion cannot be ensured, and the bead does not become an equal leg, so the strength of the fillet portion cannot be ensured. Also, the aim position of the trailing electrode needs to be adjusted to improve the appearance and shape of the bead. If the aim is smaller than the lower plate side 0 mm (standing plate side) or larger than 3 mm, the molten pool is It is not stable, the bead appearance and shape are deteriorated, and the amount of spatter is increased. Further, when the aiming position of the trailing electrode is closer to the root than the aiming position of the preceding electrode, the porosity resistance is deteriorated, the molten pool is not stabilized, and the bead appearance and shape are deteriorated. Therefore, the target positions of the leading electrode and the trailing electrode and the relationship between them are as described above.
以下、本発明の実施例（試験例Ａ及び試験例Ｂ）について、本発明の範囲から外れる比較例と対比して説明する。下記第１表は、溶接試験条件を示す。 Examples of the present invention (Test Example A and Test Example B) will be described below in comparison with comparative examples that are out of the scope of the present invention. Table 1 below shows the welding test conditions.
また、下記表２は、評価基準を示す。 Table 2 below shows the evaluation criteria.
試験例Ａ及び試験例Ｂにおいて、ビード形状は図４のＨ／Ｌで評価した。この場合に、評価５〜２までは、ビード形状が悪い場合であっても、ビード長手方向の均一性は維持されている。評価１は、ビード形状の長手方向の均一性も阻害されている場合である。
In Test Example A and Test Example B, the bead shape was evaluated by H / L in FIG. In this case, from
試験例Ａ及び試験例Ｂにおいて、ビード外観は、不揃い箇所数と、アンダカット箇所数の合計（個／１０００ｍｍ）で評価した。スパッタはスパッタ発生量で評価した。更に、耐気孔性は、耐気孔性試験における片側でのピット発生数（個／１０００ｍｍ）で評価した。但し、立板の両側に形成される２本のビードのうち、ピットが多い方のビードにおけるピット発生数で評価した。また、試験例Ａでの耐気孔性評価基準は表１に示すとおりである。試験例Ｂに関しては、ピットが発生した場合を×、発生しなかった場合を○とした。なお、総合評価は試験例Ａではビード外観・形状を重視して評価し、試験例Ｂでは耐気孔性を重視して評価した。 In Test Example A and Test Example B, the bead appearance was evaluated by the total number of irregularities and the number of undercut locations (pieces / 1000 mm). Sputtering was evaluated by the amount of spatter generated. Furthermore, the porosity resistance was evaluated by the number of pits generated on one side (pieces / 1000 mm) in the porosity resistance test. However, it evaluated by the number of pit generation | occurrence | production in the bead with many pits among the two beads formed in the both sides of a standing board. Moreover, the porosity evaluation criteria in Test Example A are as shown in Table 1. Regarding Test Example B, the case where pits occurred was marked as x, and the case where no pits occurred was marked as ◯. The overall evaluation was evaluated in Test Example A with an emphasis on the bead appearance and shape, and in Test Example B, the evaluation was made with emphasis on porosity resistance.
「試験例Ａ」
下記表３は試験例Ａの溶接条件を示し、表４は試験例Ａの溶接結果を示す。但し、表３の試験Ｎｏ．３と１０は溶接速度１００ｃｍ／分、Ｎｏ．５と７は溶接速度１５０ｃｍ／分、それ以外は、溶接速度２００ｃｍ／分で実施した。
“Test Example A”
Table 3 below shows the welding conditions of Test Example A, and Table 4 shows the welding results of Test Example A. However, test No. in Table 3 Nos. 3 and 10 have a welding speed of 100 cm / min. 5 and 7 were carried out at a welding speed of 150 cm / min, and other than that at a welding speed of 200 cm / min.
表３，４に示すように、比較例９及び１０はＬ＋Ｔが本発明の請求項１の範囲から外れ、比較例１１、１２はＦ／（Ｌ＋Ｔ）が本発明の範囲から外れるため、ビード形状、ビード外観、スパッタ発生及び耐気孔性の全てで評価が低かった。これに対し、実施例１乃至６は本発明の請求項１の範囲に入るため、これらの特性はいずれも評価が「４」以上で優れたものであった。また、比較例７及び８は請求項１を満足しないことから、実施例１乃至６より劣る結果となった。
As shown in Tables 3 and 4, in Comparative Examples 9 and 10 , L + T is out of the scope of
「試験例Ｂ」
下記表５は試験例Ｂの溶接条件を示し、表６は試験例Ｂの溶接結果を示す。但し、表５の比較例１７は溶接速度が１５０ｃｍ／分、それ以外は、溶接速度が２００ｃｍ／分で溶接を実施した。
"Test Example B"
Table 5 below shows the welding conditions of Test Example B, and Table 6 shows the welding results of Test Example B. However, Comparative Example 17 in Table 5 was welded at a welding speed of 150 cm / min, and other than that, the welding speed was 200 cm / min.
なお、上記表５において、フィラーワイヤ用電源機能欄において、「Ｂ」とは、フィラーワイヤと母材との間の電圧が所定電圧を超え、アークの発生を検出したとき、設定電流に拘わらず、極めて小さい電流に瞬時に低減して、フィラーワイヤの溶融を抑えることで、再びフィラーワイヤが溶融プールに接触するように電流制御を行う機能を有する電源を使用した場合、「Ａ」とはこのような機能を有しない電源を使用した場合をいう。 In Table 5 above, in the power supply function column for filler wire, “B” means that the voltage between the filler wire and the base material exceeds a predetermined voltage and the occurrence of an arc is detected regardless of the set current. When using a power supply that has a function to control the current so that the filler wire comes into contact with the molten pool again by suppressing the melting of the filler wire by instantaneously reducing the current to an extremely small current, This refers to the case where a power supply that does not have such a function is used.
上記表５，６に示すように、比較例１６は電流密度ｊが請求項４の範囲から外れるために、耐気孔性が劣る結果となった。比較例１７は請求項４に記載の電流密度を満たすが、アークが発生しないように制御する機能が付された電源を使用していないために、ビード外観及び形状が乱れる結果となった。これに対し、実施例１３乃至１５は、本発明の請求項４を満たすため、ビード形状、ビード外観及びスパッタ等の特性はいずれも評価が「４」であり、かつ、耐気孔性も優れたものであった。
As shown in Tables 5 and 6, Comparative Example 16 resulted in poor porosity resistance since the current density j was outside the range of
１；下板
２；立板
３；先行電極
４；後行電極
５；フィラーワイヤ
７；溶接金属
８；溶融金属
９；溶融スラグ
１０；湯溜り
DESCRIPTION OF
Claims (5)
前記先行電極の溶着速度Ｌ（ｇ／分）及び後行電極の溶着速度Ｔ（ｇ／分）の和Ｌ＋Ｔが１００乃至５００ｇ／分であり、前記フィラーワイヤの溶着速度Ｆ（ｇ／分）が０．０３（Ｌ＋Ｔ）乃至０．３（Ｌ＋Ｔ）であり、
前記フィラーワイヤの電流密度をｊ（Ａ／ｍｍ ２ ）、チップ−母材間距離をＥ（ｍｍ）、ワイヤ径をβ（ｍｍ）としたとき、Ｆ／（ｊ ２ Ｅβ ２ ）が３．０×１０ −５ 乃至３０．０×１０ −５ （ｇ・ｍｍ／Ａ ２ ・分）であることを特徴とする多電極ガスシールドアーク溶接方法。 The flux-cored wire for gas shielded arc welding is used as the leading electrode and the trailing electrode, the distance between the leading electrode and the trailing electrode is set to 15 to 50 mm, and the filler wire is connected to the leading electrode and the trailing electrode. It is inserted into a hot water pool, and a fillet is applied at a welding speed of 100 to 200 cm / min while flowing a reverse polarity current to the leading electrode and the trailing electrode, and flowing a positive current (wire minus) to the filler wire. In the multi-electrode gas shielded arc welding method for welding,
The sum L + T of the welding speed L (g / min) of the preceding electrode and the welding speed T (g / min) of the succeeding electrode is 100 to 500 g / min, and the welding speed F (g / min) of the filler wire is 0.03 (L + T) to 0.3 (L + T) ,
When the current density of the filler wire is j (A / mm 2 ), the tip-base material distance is E (mm), and the wire diameter is β (mm), F / (j 2 Eβ 2 ) is 3.0. A multi-electrode gas shielded arc welding method characterized in that it is × 10 −5 to 30.0 × 10 −5 (g · mm / A 2 · min) .
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