JP5319595B2 - マグ溶接用シールドガス，マグ溶接方法，および溶接構造物 - Google Patents

Description

本発明は，高Ｃｒ鋼のマグ溶接用シールドガス，マグ溶接方法，および溶接構造物に関する。

近年，発電用タービン，ボイラ等の発電機器は，熱効率の向上のため，高温・高圧下で使用される傾向にある。このため，発電機器の構成材料として，高温での強度に優れた高Ｃｒ鋼（例えば，９Ｃｒ鋼，１２Ｃｒ鋼）が開発されている。
そして，発電機器の製造に溶接が有用であることから，高Ｃｒ鋼の溶接技術が開発されている。例えば，高Ｃｒ鋼をマグ溶接するための溶接材料に希土類金属を含有させることで，溶接時のアークの安定性を向上させる技術が開示されている（特許文献１参照）。

特開２００１−２１９２９２号公報

しかし，上述の溶接材料は，好適な希土類金属含有量での製造が必ずしも容易ではなく，一般的な高Ｃｒ鋼マグ溶接材料と比較し，高コストとなる上，狭開先溶接での品質の確保が困難である。
本発明は，狭開先溶接での品質の向上を図った，マグ溶接用シールドガス，マグ溶接方法，および溶接構造物を提供することを目的とする。

本発明の一態様に係るマグ溶接用シールドガスは，８重量％以上，１３重量％以下のＣｒを含有する高Ｃｒ鋼を，８重量％以上，１３重量％以下のＣｒを含有するソリッドワイヤを用いて，１層１パスで狭開先溶接するためのマグ溶接用シールドガスであって，５容量％以上，１７容量％以下の炭酸ガス，３０容量％以上，８０容量％以下のヘリウムガス，残部がアルゴンガスの３種混合ガスからなる。

本発明によれば，狭開先溶接での品質の向上を図った，マグ溶接用シールドガス，マグ溶接方法，および溶接構造物を提供できる。

狭開先の形状の一例を表す断面図である。 一般開先の形状の一例を表す断面図である。 狭開先での溶接状態を表す断面図である。 本発明の実施例３（Ｈｅ−Ａｒ−ＣＯ_２の３元系シールドガスで溶接）の試験体の断面を表す写真である。 本発明の比較例１（Ａｒ−ＣＯ_２の２元系シールドガスで溶接）の試験体の断面を表す写真である。

以下，本発明の実施形態を説明する。
本発明者らは，高Ｃｒ鋼のマグ溶接用シールドガスについて，検討を行った。その結果，Ｈｅ−Ａｒ−ＣＯ_２の３元系のシールドガスを用いることで，狭開先内においてもアーク安定性，溶接金属の濡れ性，開先端部の溶け込みに優れるマグ溶接が可能となることが判った。

マグ溶接は，アーク溶接の一種である。アーク溶接では，母材と電極（溶接ワイヤ）間でアーク放電を発生させて，アークの高温によって母材と溶接ワイヤを溶解させて接合する。マグ溶接では，電極（溶接ワイヤ）から発生させたアークを不活性ガスと炭酸ガスを混合したシールドガスで覆う。この結果、アークが安定され、かつ溶融金属への大気の混入が防止される。

狭開先（ナロウギャップ）溶接は，例えば，厚板の端部を板厚に比し小さな間隔で，対向または接触させた小さい角度を有する間隙（開先）をアーク溶接することをいう。ここでは，特に，狹開先を各層１パスで多層溶接することを考える。なお，多層溶接（多層肉盛溶接）は、複数層の溶接ビードを重ねてゆく溶接である。

図１は，狭開先の形状の一例を表す断面図である。厚板等の母材１１，１２の端面が間隙（開先（ギャップ））１３を有して，下端が接触するように配置される。母材１１，１２の厚さＨ１（例えば，５０ｍｍ）に対して，間隙１３の底部での母材１１，１２の間隔Ｗ１（例えば，２０ｍｍ以下）が小さい（Ｗ１＜Ｈ１）。
また，間隙１３の壁面（母材１１，１２の端面）のなす角度θ１は小さく，例えば，１０°以下とする。

図２は，一般開先の形状の一例を表す断面図である。厚板等の母材２１，２２の端面が間隙（ギャップ）２３を有して，対向するように配置される。この例では，間隙２３の壁面（母材２１，２２の端面）のなす角度はθ２１，θ２２と２段階に変化している。

ここでは，図１において，母材１１，１２の厚さＨ１と間隔Ｗ１の比（Ｗ１／Ｈ１）が０．４以下，角度θ１が１０°以下のものを狭開先と呼ぶこととする。
また，これに加えて，厚さＨ１と間隔Ｗ１が次の条件も満たしても良い。
Ｈ１≦２００ｍｍの場合，Ｗ１≦２０ｍｍ
Ｈ１＞２００ｍｍの場合，Ｗ１≦３０ｍｍ

なお，図２に示すように，角度θ１が一定でない場合（例えば，複数段階で変化する場合），実質的に最大の角度を角度θ１とする。なお，図１では，母材１１，１２の下端が接触しているが，母材１１，１２の下端が接触していなくても狭開先として差し支えない。

図３は，狭開先での溶接状態を表す断面図である。厚板等の母材３１，３２の端面が間隙（開先（ギャップ））３３を有して，配置される。母材３１，３２の下部に裏当て板３４が配置される。間隙３３内に溶接ビード４１〜４４が配置される。溶接ビード４１〜４４が１層に１つ（紙面上下方向に）配置されていることから，この溶接は各層１パスの３層溶接である。

母材３１，３２の間隔Ｗ３０に対して，ビード４１〜４４の幅Ｗ３１が十分大きければ，母材３１，３２での溶接の溶け込み深さが十分であると考えられる。

高Ｃｒ鋼は，鉄を主成分とし，比較的高濃度（８〜１３質量％）のＣｒを含む合金材料である。Ｃｒは，金属材料の耐食性，耐酸化性及びクリープ強度を向上させるために重要な元素である。８重量％未満のＣｒでは耐食性等への効果が少ない。また，１３重量％以上のＣｒを含有させた場合，δフェライトが晶出し，強度，脆性が低下する。故に，発電機器（発電用ボイラ，タービン部品）等の高温，高圧下で使用される高Ｃｒ鋼は，一般に，８〜１３重量％のＣｒを含有する。

なお，高Ｃｒ鋼として，より望ましいＣｒ含有量は８．５〜１１重量％である。後述する本実施形態に係るマグ溶接用シールドガスは，８．５〜１１重量％のＣｒを含有する高Ｃｒ鋼でのマグ溶接に好ましく適用できる。

高Ｃｒ鋼の溶接に，共金（同種の金属）である８〜１３重量％（あるいは，８．５〜１１重量％）のＣｒを含有するワイヤ（溶接用ワイヤ）が用いられる（共金溶接）。

しかしながら，低炭素鋼等と比較して，高Ｃｒ鋼の溶接は必ずしも容易ではなく，狭開先溶接（特に，狭開先での多層（肉盛）溶接）が困難である。一般的なマグ溶接用シールドガス（アルゴンガスに炭酸ガスを２０容量％含有した混合ガス）を用いて，高Ｃｒ鋼を狭開先溶接することを考える。この場合，高Ｃｒ鋼のスラグが硬く，開先端部でのスラグ除去が困難であるため，次パス溶接時にスラグが浮上せず，開先端部でのスラグ巻き込みが発生し易い。また，ビードの濡れ性が悪いため，凸ビードになりやすく，融合不良等の溶接欠陥が発生し易い。

本実施形態に係るマグ溶接用シールドガスは，５容量％以上，１７容量％以下の炭酸ガス，３０容量％以上，８０容量％以下のヘリウムガス，残部がアルゴンガスの３種混合ガスからなる。
以下，マグ溶接用シールドガスの成分限定理由を述べる。

マグ溶接のアーク安定性において，酸素または炭酸ガスといった酸化性ガスがシールドガス中に含まれることが重要である。マグ溶接においてアークが安定するためには，アークの陰極点が安定的に形成されることが重要であるが，陰極側に酸化物が存在すると，陰極点がより生成され易くなる。シールドガスがアルゴンガスもしくはヘリウムガスなどの不活性ガスのみで構成されている場合，陰極側雰囲気中に酸化性ガスが無いため，溶融池表面およびその近傍において酸化物の生成が乏しく，陰極点が安定し難い。その結果，アークが過剰に広がったり，ふらついたりする等のアーク不安定挙動が生じる。特に，狭開先では，アークの過剰な広がりや開先壁へのアークのはい上がりが生じ，アークが不安定になり易い。アークが不安定になることで，開先端部の融合不良，ビード形状不良，スパッタ発生などといった溶接欠陥や不具合を生じることとなる。

シールドガスが炭酸ガスを含有することで，炭酸ガスの酸化力により，陰極点の元となる酸化物が生成し，陰極点は安定する。また炭酸ガスを含有することで，アーク自体が熱的ピンチ効果により緊縮し，アークの硬直性，指向性も向上する。従って，シールドガスが炭酸ガスを含有することで，アークの安定性が向上し，スパッタの発生が低減するとともに，開先端部を効果的に溶融できるようになる。

炭酸ガス濃度は５容量％未満ではアーク安定性が十分ではなく，１７容量％を超えるとスパッタが増加するので好ましくない。即ち，炭酸ガスの含有量が多すぎると，アークの緊縮が過剰となり，溶接ワイヤからの溶滴の離脱が阻害されて，アークが不安定となり，スパッタが増加する。本実施形態に係るシールドガスは，一般的なマグ溶接用シールドガス（アルゴンガスに炭酸ガスを２０容量％含有した混合ガス）と比較して，炭酸ガスの含有量が少ない。このため，シールドガスの酸化力が若干弱くなり，ビードの酸化およびビード表面でのスラグの発生が低減する。

なお，酸化性ガスに酸素を用いると，その酸化力が過剰であり，溶接の外観，母材への溶け込みが必ずしも良くない。このため，本実施形態に係るマグ溶接用シールドガスの酸化性ガスとして酸素を採用していない。

ヘリウムガスはアルゴンガスと比較して電位傾度が大きいため，溶接時のアーク電圧が高くなり，アークによる発熱が増加する。その結果，母材への入熱が大きくなるため，母材の溶融が促進され，母材の溶融量が増加し，溶け込みも深くなる。狭開先の場合，開先端部も，十分に溶融することが可能となり，十分な溶け込みが得られ，融合不良が減少する。また母材の溶融量が増加することで，溶融池からのアーク安定性向上に有効な金属蒸気の発生も促進されるから，アーク安定性もやや向上する。また，アークによる発熱が増加することで，熱伝導によっても母材は加熱され，さらにヘリウムガスの密度が小さいことによるアーク時のガス圧低下も作用し，溶接金属（ビード）の濡れ性が向上する。

ヘリウムガスの濃度が３０容量％未満では溶け込み増加，濡れ性向上が十分ではない。一方，ヘリウムガスの濃度が８０容量％を超えると，溶接開始時にアークが発生し難くなる（アークスタート性の悪化）とともに，ヘリウムガスが低密度であることに起因して，大気からのシールド性が劣化する（溶融金属に大気が混入し易くなる）。

以上のように，高Ｃｒ鋼を狭開先溶接するためのシールドガスとしては，５容量％から１７容量％の炭酸ガス，３０容量％から８０容量％のヘリウムガス，残部がアルゴンガスからなる３種混合ガスが適している。

この３種混合ガスを用いて，高Ｃｒ鋼を狭開先マグ溶接することができる。
このとき，ピーク電流が３５０〜５００Ａ，ベース電流が４０〜１００Ａ，パルス周波数が１００〜４００Ｈｚの溶接条件にてパルスマグ溶接することが好ましい。パルスマグ溶接を使用することで，スパッタ及びヒュームを低減できる。

ピーク電流は，電磁ピンチ力を確保し，溶接用ワイヤからの溶滴の離脱に寄与する。ピーク電流が３５０Ａ未満であると，電磁ピンチ力が弱いため，溶滴が大塊となるまで溶接用ワイヤから離脱し難くなる。この結果，１パルス１溶滴移行から外れ，スパッタ及びヒュームが多量発生する可能性がある。また，ピーク電流が５００Ａを超えると，溶滴を押し上げるアーク力が強くなりすぎ，溶接用ワイヤからの規則的な溶滴離脱が困難となり，１パルス複数溶滴移行となる。

ベース電流は，アークを継続させ，溶滴の安定整形に寄与する。ベース電流が４０Ａ未満であると，アーク切れ，短絡が発生しやすくなる。また，ベース電流が１００Ａを超えると，溶滴の移行に寄与するアーク力が大きくなり，溶滴がふらつき，溶滴の安定整形が困難となる。

パルス周波数は，１パルスあたりの溶滴の大きさ及びパルスと溶滴移行との同期率に影響を与える。パルス周波数が１００Ｈｚ未満であると，１パルスあたりの溶滴が大きくなりすぎ，溶滴と溶融池との間で短絡が発生しやすくなる。また，パルス周波数が４００Ｈｚを超えると，１パルス１溶滴移行から外れ，パルスに同期しない溶滴移行となる。

パルス溶接条件は，溶滴移行形態，ひいては，スパッタ及びヒュームの発生，溶接欠陥の発生に影響を与える。すなわち，平均電流が小さすぎると，狭開先溶接において，開先端部の溶け込みが甘くなり，融合不良等が発生する。また，平均電流が大きすぎると，溶融池の冷却速度が遅くなり，高温割れが発生する。

以上のように，高Ｃｒ鋼のパルスマグ溶接条件としては，ピーク電流が３５０〜５００Ａ，ベース電流が４０〜１００Ａ，パルス周波数が１００〜４００Ｈｚが適している。

ここで，３種混合ガスを用いることで，高Ｃｒ鋼のマグ溶接において，溶接姿勢を全姿勢とすることが容易となる。全姿勢は，下向姿勢、横向姿勢、立向姿勢、上向姿勢の全ての総称である。
一般に，横向姿勢，立向姿勢，上向姿勢，特に，上向姿勢では，溶融池が重力により垂れ，濡れ性が悪化し，ビードの形状が凸型になりやすい。多層盛溶接の場合，凸型のビードの上に溶接すると，融合不良等の溶接欠陥の発生を誘発する。そこで，３種混合ガスを用いることで，全姿勢溶接においても，溶接金属の濡れ性を損なう事無く溶接することが可能となる。

以上のように，８〜１３重量％のＣｒを含有する高Ｃｒ鋼を，８〜１３重量％のＣｒを含有するソリッドワイヤを用いて，１層１パスで狭開先溶接する場合，５〜１７容量％の炭酸ガス，３０容量％〜８０容量％のヘリウムガス，残部がアルゴンガスからなる３種混合ガスをシールドガスとして用いることが好ましい。狭開先内においてもアーク安定性，溶接金属の濡れ性，開先端部の溶け込みに優れた溶接施工が可能となる。

本実施形態に係る高Ｃｒ鋼のマグ溶接用に適したシールドガスについて，実施例を説明する。

［実施例１］
本実施形態に係るシールドガスの特徴・効果を確認するため，各種特性の確認試験を行った。
９Ｃｒ鋼板を用いて，狭開先内でマグ溶接を行った。このとき，シールドガスとして，Ｈｅガス，ＣＯ_２ガス及びＡｒガスの３種混合ガスを用い，その組成（容量％）を変化させた。アーク安定性，酸化の度合い，スラグ発生量，濡れ性，スパッタ発生量，溶け込み深さを評価した。
本試験での溶接条件は以下の通りである。

＜溶接条件＞
・溶接方法：狭開先マグ溶接 １ｐａｓｓ／ｌａｙｅｒ
・溶接母材：Ａ１８２ Ｆ９１相当品（ＡＳＴＭ）
・溶接ワイヤ：ＡＷＳ Ａ５．２８ ＥＲ９０Ｓ−Ｂ９相当品，φ１．２
・ピーク電流：４００〜５００Ａ
・ベース電流：５０〜７０Ａ
・パルス周波数：１００〜２００Ｈｚ
・溶接電圧：２８〜３２Ｖ

本実施形態に係るシールドガスによるマグ溶接で得られる特性を明確にするため，比較例として，従来マグ溶接のシールドガスとして用いられているＡｒガスベースにＣＯ_２ガス２０容量％含有した混合ガス及びＡｒ−Ｈｅの２元系混合ガスを用いて溶接を行った。

次のように，各試験項目を評価し，極めて良好（「◎」），良好（「○」），どうにか良（「△」），悪い（「×」）の４段階に区分した。

（１）アーク安定性
溶接時にアークを目視観察し，アークの時間的変化状態から判定した。
（２）酸化の度合い
溶接後のビード外観を目視観察し，ビードの変色の程度から判定した。
（３）スラグ発生量
溶接後のビード外観を目視観察し，ビードに対しスラグの占める面積から判定した。
（４）濡れ性
溶接後のビード外観を目視観察し，開先内でのビードの形状から判定した。ビードが凹形状であれば，開先内でのビードの濡れ性は良く，ビードが凸形状（凸ビード）であれば，開先内でのビードの濡れ性は良く無い。
（５）スパッタ発生量
溶接後のビード外観を目視観察し，ビードに対しスパッタの占める面積から判定した。
（６）溶け込み深さ
図３での母材３１，３２の間隔Ｗ３０に対する，ビード４１〜４４の幅Ｗ３１の比（Ｗ３１／Ｗ３０）の比に基づいて，溶け込み深さを４段階に評価した。幅Ｗ３１は，ビード４１，４２の境界の水平方向の幅とした。
以上の結果を表１に表す。

本実施形態に係るＨｅ−Ａｒ−ＣＯ_２の３元系シールドガスの方が，Ａｒ−Ｈｅの２元系シールドガスよりも炭酸ガスを添加している分，アークの安定性が向上した。Ａｒ−Ｈｅの２元系シールドガスは，酸化性ガスを含まないため酸化の度合い，スラグ発生量は良好であるが，陰極点が不安定となり，アークが安定性せず，スパッタも著しく多い。

３容量％程度の炭酸ガスではアーク安定性が不十分であり，５容量％以上の炭酸ガスでアーク安定性は良好となった。また，本実施形態に係るＨｅ−Ａｒ−ＣＯ_２の３元系シールドガスは炭酸ガスの含有量が１５容量％以下であり，８０容量％Ａｒ−２０容量％ＣＯ_２のシールドガスに比較して酸素量が少なく，酸化の度合い，スラグ発生量，スパッタ発生量が低減した。スパッタ発生量が多い状態では，品質が悪いのみならず，コンタクトチップやシールドガスノズル等の消耗が激しく，交換頻度が増加し，製造上好ましくない。

さらに，Ｈｅは不活性ガスのため，溶接金属の機械的性質に与える影響は小さく，溶接金属の引張強度は８０容量％Ａｒ−２０容量％ＣＯ_２ガスで施工したものと同等であり，本実施形態に係るＨｅ−Ａｒ−ＣＯ_２の３元系シールドガスの方が，酸素量が少ない分，一般的に靭性は向上すると言える。

図４，図５はそれぞれ，本発明の実施例３（Ｈｅ−Ａｒ−ＣＯ_２の３元系シールドガス）と比較例１（Ａｒ−ＣＯ_２の２元系シールドガス）で溶接した試験体の断面を表す写真である。実施例３および比較例１それぞれで，１層１パスで３層のビードＢ０１〜Ｂ０３，Ｂ１１〜Ｂ１３が形成されている。

図４に示すように，実施例３では，濡れ性が良好であり（ビードＢ０３の形状が上に凹），スラグ巻き込みが見あたらず，溶け込み深さも良好である。図５から，比較例１では，濡れ性が不良であり（ビードＢ１３の形状が上に凸型），開先端部にスラグ巻き込みの溶接欠陥Ｓ１，Ｓ２が発生し，開先の溶け込みも良好とは言えない。図５のようにビードの形状が凸であると（濡れ性が良くないと），ビートの外周部Ａ１に凹みが形成され，スラグ巻き込み等の溶接不良の要因となる。これに対して，図４のようにビードの形状が凹であると（濡れ性が良いと），ビートの外周部Ａ０に凹みが形成され難く，スラグ巻き込み等の溶接欠陥が生じ難い。

［実施例２］
次に，本実施形態に係るＨｅ−Ａｒ−ＣＯ_２の３元系シールドガスを用いて，発電用ボイラ及びタービンを代表とする構造物の溶接施工の実施例を示す。
近年，発電用タービン，ボイラ等の発電機器は，熱効率の向上のため，高温・高圧下で使用される傾向にある。このため，発電機器の構成材料として，高温での強度に優れた高Ｃｒ鋼（例えば，９Ｃｒ鋼，１２Ｃｒ鋼）が開発されている。発電機器の構成部材の代表例として，ボイラで発生した高温・高圧の蒸気の通路となるタービン配管，バルブ類，及びタービンノズル等が挙げられる。

従来，これらの高Ｃｒ鋼製溶接構造物は，工場製造時，現地据付時含め，溶接作業性及び品質の良好な被覆アーク溶接やティグ溶接にて施工される事が多いが，これらの溶接方法はマグ溶接に比べ，溶接効率が劣る。そこで，本実施形態に係るＨｅ−Ａｒ−ＣＯ_２の３元系シールドガスを用いることで，これらの高Ｃｒ鋼製構造物を溶接作業性及び品質の良好なマグ溶接で施工することが可能となり，製造コストを削減することができる。また，さらに開先を狭開先設計として，製造コストをさらに削減できる。

製造コスト削減の定量的評価として，タービン配管の全姿勢溶接を例にとり提示する。溶接プロセスは，被覆アーク溶接，自動ティグ溶接及び本実施形態に係るＨｅ−Ａｒ−ＣＯ_２の３元系シールドガスを用いた自動マグ溶接を選定し，これら３プロセスでの比較をした。タービン配管のサイズは，主蒸気リード管等で用いられる５００Ａ，肉厚５０ｔとした。表２に，溶接施工時間算出に用いたパラメータ値を示す。

この実施例における狭開先，一般開先はそれぞれ，図１，図２において，角度θ１＝１〜６°，θ２１＝６０〜９０°，θ２２＝１０〜３０°，間隔Ｗ１＝４〜１２ｍｍ，Ｗ２＝２〜６ｍｍ，厚さＨ１＝Ｈ２＝５０ｍｍとした。狭開先（図１），一般開先（図２）それぞれでの開先断面積は，約５００ｍｍ^２，約１５００ｍｍ^２である。

ティグ溶接においては，全姿勢自動ティグ配管溶接において広く用いられている狭開先を選定した。また，マグ溶接においても，ティグ溶接同様の狭開先を選定した（従来，高Ｃｒ鋼の狭開先での全姿勢自動溶接は，濡れ性，開先端部の溶け込みが不良となるため，困難を極めたが，本実施形態に係るＨｅ−Ａｒ−ＣＯ_２の３元系シールドガスを用いることで，狭開先溶接が可能となる）。被覆アーク溶接の開先断面積は，狭開先断面積の３倍とした。また，溶着量，溶着効率及びアークタイム率は，本溶接施工での各溶接プロセスにおける一般的な値を選定した。

表３に，表２のパラメータを用いて算出した溶接施工時間を示す。必要溶接量ｍｍ^３を算出する際に用いた溶接線長は，約８００ｍｍとした。

表３に示すように、本実施形態に係るＨｅ−Ａｒ−ＣＯ_２の３元系シールドガスを用いた自動マグ溶接の適用により、被覆アーク溶接の約１３分の１、ティグ溶接の約４分の１の時間での溶接施工が可能となる。

（その他の実施形態）
本発明の実施形態は上記の実施形態に限られず拡張，変更可能であり，拡張，変更した実施形態も本発明の技術的範囲に含まれる。

１１，１２ 母材
１３ 間隙
３１，３２ 母材
３３ 間隙
３４ 裏当て板
４１-４４ 溶接ビード

Claims (6)

1. ８重量％以上，１３重量％以下のＣｒを含有する高Ｃｒ鋼を，８重量％以上，１３重量％以下のＣｒを含有するソリッドワイヤを用いて，１層１パスで狭開先溶接するためのマグ溶接用シールドガスであって，
   ７容量％以上，１７容量％以下の炭酸ガス，３０容量％以上，５０容量％以下のヘリウムガス，残部がアルゴンガスの３種混合ガスからなる
   ことを特徴とするマグ溶接用シールドガス。
2. ７容量％以上，１７容量％以下の炭酸ガス，３０容量％以上，５０容量％以下のヘリウムガス，残部がアルゴンガスの３種混合ガスからなるシールドガス，および８重量％以上，１３重量％以下のＣｒを含有するソリッドワイヤを用いて，８重量％以上，１３重量％以下のＣｒを含有する高Ｃｒ鋼を狭開先溶接する
   ことを特徴とするマグ溶接方法。
3. １層１パスで多層肉盛溶接する
   ことを特徴とする請求項２記載のマグ溶接方法。
4. ３５０Ａ以上，５００Ａ以下のピーク電流，４０Ａ以上，１００Ａ以下のベース電流，１００Ｈｚ以上，４００Ｈｚ以下のパルス周波数の溶接条件でパルスマグ溶接する
   ことを特徴とする請求項２または３に記載のマグ溶接方法。
5. 溶接姿勢が，全姿勢である
   ことを特徴とする請求項２乃至４のいずれか１項に記載のマグ溶接方法。
6. 請求項１に記載のマグ溶接用シールドガスまたは請求項２乃至５のいずれか１項に記載のマグ溶接方法を用いて作製された溶接構造物。