JPS6015076A - 横向サブマ−ジア−ク溶接方法 - Google Patents
横向サブマ−ジア−ク溶接方法Info
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- JPS6015076A JPS6015076A JP12363983A JP12363983A JPS6015076A JP S6015076 A JPS6015076 A JP S6015076A JP 12363983 A JP12363983 A JP 12363983A JP 12363983 A JP12363983 A JP 12363983A JP S6015076 A JPS6015076 A JP S6015076A
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- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
- B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
- B23K33/00—Specially-profiled edge portions of workpieces for making soldering or welding connections; Filling the seams formed thereby
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- Engineering & Computer Science (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Arc Welding In General (AREA)
Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
との発明は粒状フラックス中に溶接電極を差し込んでア
ークｍ接を行なうサブマージアーク溶接に関し、特に円
筒型貯油槽の胴壁の水平円周溶接等に際して行なわれる
横向サブマージアーク溶接方法に関するものである。
ークｍ接を行なうサブマージアーク溶接に関し、特に円
筒型貯油槽の胴壁の水平円周溶接等に際して行なわれる
横向サブマージアーク溶接方法に関するものである。
従来、横向サブマージアーク溶接を行なう場合、第１図
に示すように下側鋼板ｌの表面側にフラックス受け２を
設け、このフラックス受け２によって７シツクス３が鋼
板１表面側に流丁することを防止しフラックス３によっ
て溶接箇所を被覆するようにされていた。
に示すように下側鋼板ｌの表面側にフラックス受け２を
設け、このフラックス受け２によって７シツクス３が鋼
板１表面側に流丁することを防止しフラックス３によっ
て溶接箇所を被覆するようにされていた。
しかし、この従来の方法ではフラックス３は重力方向に
集中して密となり、溶接箇所は被覆されていてもその密
度が低くなりがちで、アーク発生点での７ラツクス３に
よるシールド効果が必ずしも充分でない場合が有υ、そ
のような場合に溶接条件を高電流・高入熱にすると、第
２図に示すように溶接ビード４はオーバーラツプ５、ア
ンダーカット６、高温われ７、融合不良８等の溶接欠陥
を発生し、健全な溶接継手部は得られない。そこで、従
来はそのような溶接欠陥の発生を防止するために溶接条
件を低電流・低入熱としていた。しかし、そのように溶
接条件を低電流・低入熱にすると溶接能率が悪いという
問題があり、特に極厚鋼板の溶接を行う場合、溶接パス
数が多いことから溶接所要時間が過大になるという問題
があった。
集中して密となり、溶接箇所は被覆されていてもその密
度が低くなりがちで、アーク発生点での７ラツクス３に
よるシールド効果が必ずしも充分でない場合が有υ、そ
のような場合に溶接条件を高電流・高入熱にすると、第
２図に示すように溶接ビード４はオーバーラツプ５、ア
ンダーカット６、高温われ７、融合不良８等の溶接欠陥
を発生し、健全な溶接継手部は得られない。そこで、従
来はそのような溶接欠陥の発生を防止するために溶接条
件を低電流・低入熱としていた。しかし、そのように溶
接条件を低電流・低入熱にすると溶接能率が悪いという
問題があり、特に極厚鋼板の溶接を行う場合、溶接パス
数が多いことから溶接所要時間が過大になるという問題
があった。
また、特にそのような極厚鋼板の溶接を行なう場合には
、第３図に示すように、溶接箇所を充分に被覆するため
には７ラツクス３の散布量を多くする必要があり、溶接
終了後のフラックス３の回収に手間がかかるという問題
があシ、さらにフラックス３の散布量を多くしても現実
にはフラックスが重力で下側鋼板１の開先面を流下する
ため、溶接箇所、特にアーク発生点におけるフラックス
３によるシールド効果を充分にすることは困難であり、
溶接金属中の窒素量が増加し、溶接金属のしん性が低下
するという問題があった。
、第３図に示すように、溶接箇所を充分に被覆するため
には７ラツクス３の散布量を多くする必要があり、溶接
終了後のフラックス３の回収に手間がかかるという問題
があシ、さらにフラックス３の散布量を多くしても現実
にはフラックスが重力で下側鋼板１の開先面を流下する
ため、溶接箇所、特にアーク発生点におけるフラックス
３によるシールド効果を充分にすることは困難であり、
溶接金属中の窒素量が増加し、溶接金属のしん性が低下
するという問題があった。
この発明は、以上の従来の事情に鑑みてなされたもので
あって、高電流・高入熱での溶接を可能にして溶接所要
時間を短縮し、溶接金属中の窒素脩増加を抑制してじん
性の高い溶接金属を得ることができる横向サブマージア
ーク溶接方法を提供することを目的とする。
あって、高電流・高入熱での溶接を可能にして溶接所要
時間を短縮し、溶接金属中の窒素脩増加を抑制してじん
性の高い溶接金属を得ることができる横向サブマージア
ーク溶接方法を提供することを目的とする。
すなわちこの発明の横向サブマージアーク溶接方法は、
上下に鋼板を配置して行なう横向サブマージアーク溶接
方法において、下方の鋼板の開先面が水平線となす開先
角度θ。をルート部から鋼板表面側に向かって上シ勾配
で１５°以上とし、上方の鋼板の開先面が水平線となす
開先角度θ。をルート部から鋼板表面側に向かって上り
勾配で０１以上、θ、＋２０’以下となるようにし、そ
のようにして形成した開先部をＣ０２ｔに換算して５チ
以上の金属炭酸塩を含む焼成型フラックスを用いて溶接
することを特徴とするものである。
上下に鋼板を配置して行なう横向サブマージアーク溶接
方法において、下方の鋼板の開先面が水平線となす開先
角度θ。をルート部から鋼板表面側に向かって上シ勾配
で１５°以上とし、上方の鋼板の開先面が水平線となす
開先角度θ。をルート部から鋼板表面側に向かって上り
勾配で０１以上、θ、＋２０’以下となるようにし、そ
のようにして形成した開先部をＣ０２ｔに換算して５チ
以上の金属炭酸塩を含む焼成型フラックスを用いて溶接
することを特徴とするものである。
以下にこの発明を更に詳細に説明する。
第４図はこの発明の横向サブマージアーク溶接方法を実
施するべく上下に配置した上側鋼板９と下側鋼板１０を
示し、両鋼板に接して裏あて１１が配設されている。
施するべく上下に配置した上側鋼板９と下側鋼板１０を
示し、両鋼板に接して裏あて１１が配設されている。
この発明によれば、下側鋼板１０の開先面１０ａが水平
線となす開先角度θ１が、裏あて１１のルート部１１ａ
から下側鋼板１０の鋼板表面１６ｂ側に向かう上り勾配
で、１５°以上に設定される。また、上側鋼板９の開先
面１１ａが水平線となす開先角度θ山は、裏あて１１の
ルート部１１ａから上側鋼板９の鋼板表面９ｂ側に向か
う上り勾配で、０５以上でＯＬ＋２０°以下に設定され
る。θＵをθＬよりも小さくする場合、鋼板表面９ｂお
よび１０ｂ側に近くなるほど開先幅が小さくなり、溶接
施工が困難になるとともに、施工後の溶接金属の外観検
査が十分に行なえないという不都合がある。また、θＵ
を０Ｌ＋２０°よシも大きくすると開先断面積が過大と
なって溶接ビードの累層数が多くなシ、溶接能率が悪く
なるという不利益が生ずる。
線となす開先角度θ１が、裏あて１１のルート部１１ａ
から下側鋼板１０の鋼板表面１６ｂ側に向かう上り勾配
で、１５°以上に設定される。また、上側鋼板９の開先
面１１ａが水平線となす開先角度θ山は、裏あて１１の
ルート部１１ａから上側鋼板９の鋼板表面９ｂ側に向か
う上り勾配で、０５以上でＯＬ＋２０°以下に設定され
る。θＵをθＬよりも小さくする場合、鋼板表面９ｂお
よび１０ｂ側に近くなるほど開先幅が小さくなり、溶接
施工が困難になるとともに、施工後の溶接金属の外観検
査が十分に行なえないという不都合がある。また、θＵ
を０Ｌ＋２０°よシも大きくすると開先断面積が過大と
なって溶接ビードの累層数が多くなシ、溶接能率が悪く
なるという不利益が生ずる。
θＵについＣは以上の通シであるが、θＬを１５０以上
に設定するのは以Ｆの理由による。
に設定するのは以Ｆの理由による。
すなわち本発明者等はこの発明をなすにあたって、上側
鋼板とＦ側鋼板とを第４図に示す開先形状で配置し、θ
ＬとθＵとを種々の角度に設定して横向サブマージアー
ク溶接を行なう溶接実験を行なった。
鋼板とＦ側鋼板とを第４図に示す開先形状で配置し、θ
ＬとθＵとを種々の角度に設定して横向サブマージアー
ク溶接を行なう溶接実験を行なった。
上側鋼板９および下側鋼板１０として板厚５０簡の６０
に針ｄ級高張力鋼（０，１２チＣ１０，４０チＳｉ 、
１．２０ ％Ｍｎ、 ０．０１％Ｐ、０．００９％１
０．５０１Ｎｉ、０．０９％Ｍｏ１０．０３５％Ｖ）を
用い、溶接材料として径３．２７７）のワイーＹ−ＫＷ
Ｉ ０１ Ｂ（０，０８’％Ｃ，０，３５％Ｓｉ、 １
．５０９！＋Ｍｎ。
に針ｄ級高張力鋼（０，１２チＣ１０，４０チＳｉ 、
１．２０ ％Ｍｎ、 ０．０１％Ｐ、０．００９％１
０．５０１Ｎｉ、０．０９％Ｍｏ１０．０３５％Ｖ）を
用い、溶接材料として径３．２７７）のワイーＹ−ＫＷ
Ｉ ０１ Ｂ（０，０８’％Ｃ，０，３５％Ｓｉ、 １
．５０９！＋Ｍｎ。
０．０１％Ｐ１０．００６％Ｓ、０．８０チＮｉ 、
（１，５０％Ｍｏ ）と焼成型フラックス（２０％ Ｃ
ａＣＯ３、ｌ ７ｅｌＪＣａＦ２．３０％Ｍｇ０ 、２
０ ％ Ａｌ２Ｏ３，１０％ＳｉＯ残部金属粉）を用い
た。また、溶接条件は１ 溶接電流を４５０Ａ〜５５０Ａ、漏液電圧を２６Ｖ〜３
０ｖ１溶接速度を２５０帖ｎｉｎ〜３５ｔ１１ｎｉｎと
した。
（１，５０％Ｍｏ ）と焼成型フラックス（２０％ Ｃ
ａＣＯ３、ｌ ７ｅｌＪＣａＦ２．３０％Ｍｇ０ 、２
０ ％ Ａｌ２Ｏ３，１０％ＳｉＯ残部金属粉）を用い
た。また、溶接条件は１ 溶接電流を４５０Ａ〜５５０Ａ、漏液電圧を２６Ｖ〜３
０ｖ１溶接速度を２５０帖ｎｉｎ〜３５ｔ１１ｎｉｎと
した。
設定した開先角度θＬとθＵとの組合せを第１表に示す
。
。
溶接後、得られた各溶接金属について、含有窒素量を測
定し、また−４０℃で衝撃試験を行ない吸収エネルギー
を測定し、そのじん性を評価した。
定し、また−４０℃で衝撃試験を行ない吸収エネルギー
を測定し、そのじん性を評価した。
その結果を第５図に示す。
第５図に示されるように、θＬが木、５°よシ小さい場
合、溶接金属の含有窒素量は７８〜９２ ｐｐｍ程度で
あり、また吸収エネルギーも５ ｋｇｆｍ以下であり、
じん性が不良であることがわかる。それに対し、θＬを
１５８以上にする場合、溶接金属の含有窒素量は４０〜
５２ ｐｐｍ程度に低減することができ、また吸収エネ
ルギーも１０〜１３ｋｌｉＴｆｍ程度まで向上し、じん
性を良好にすることができる。
合、溶接金属の含有窒素量は７８〜９２ ｐｐｍ程度で
あり、また吸収エネルギーも５ ｋｇｆｍ以下であり、
じん性が不良であることがわかる。それに対し、θＬを
１５８以上にする場合、溶接金属の含有窒素量は４０〜
５２ ｐｐｍ程度に低減することができ、また吸収エネ
ルギーも１０〜１３ｋｌｉＴｆｍ程度まで向上し、じん
性を良好にすることができる。
第６図（Ａ）〜（Ｃ）に、上述のθＬとθＵの条件に適
合する各種開先形状を示す。第６図（４）は、上側鋼板
９が下側鋼板ＩＯに接するルート部から上側鋼板９の開
先部９ａにかけて曲面が形成された例でおり、第６１図
（＋１）はＸ型開先として上側鋼板９と下側鋼板１０の
表裏両側から横向サブマージアーク溶接するようにした
列であり、表裏の両開先角度θＬとθ１１が上述の条件
に適合するようにした例である。
合する各種開先形状を示す。第６図（４）は、上側鋼板
９が下側鋼板ＩＯに接するルート部から上側鋼板９の開
先部９ａにかけて曲面が形成された例でおり、第６１図
（＋１）はＸ型開先として上側鋼板９と下側鋼板１０の
表裏両側から横向サブマージアーク溶接するようにした
列であり、表裏の両開先角度θＬとθ１１が上述の条件
に適合するようにした例である。
また、第６図（Ｃ）は第６図（４）と同様に片側開先と
し、ルート部から上側鋼板９の開先部９ａに達する面を
平面とした例である。
し、ルート部から上側鋼板９の開先部９ａに達する面を
平面とした例である。
次に、この発明においては金属炭酸塩をＣＯ２量に換幻
して５％以上含有する焼成型フラックスが用いられる。
して５％以上含有する焼成型フラックスが用いられる。
ＣＯ２量が５％未満である場合、アーク発生点でのシー
ルド効果が充分でなく溶接金属中の窒素量が増大し、じ
ん性が低−ドする。背に園厚鋼板を溶接する場合、溶接
ビードの累層数が多いことから拡散性水素が集積して、
水素われが発生しやすいという問題が生じる。この点に
ついて、本発明者等は次のような溶接実験を行なった。
ルド効果が充分でなく溶接金属中の窒素量が増大し、じ
ん性が低−ドする。背に園厚鋼板を溶接する場合、溶接
ビードの累層数が多いことから拡散性水素が集積して、
水素われが発生しやすいという問題が生じる。この点に
ついて、本発明者等は次のような溶接実験を行なった。
第６図（４）に示す開先形状を板厚１５０市の８０ｋｇ
１ｍｄ級高張力鋼（０，１０チＣ，０，２５チＳ鵞、１
．５０％Ｍｎ 、 ０．００５ ％ Ｐ 、 Ｏ，ＯＯ
６％ Ｓ 。
１ｍｄ級高張力鋼（０，１０チＣ，０，２５チＳ鵞、１
．５０％Ｍｎ 、 ０．００５ ％ Ｐ 、 Ｏ，ＯＯ
６％ Ｓ 。
１．８１Ｎｉ、０．２％ＭＯ１０，５％Ｃｒ ）を用い
て形成し、Ｃ０２量に換算して２チ〜１２係の金属炭酸
塩を含有する各種焼成型フラックスを用いて横向サブマ
ージアーク溶接を行なった。開先形状の各部寸法は、第
６図囚において、０Ｌ＝１８０、θＵ−２５°、ｙ＝２
０１１１１、ｚ＝ｉｏｍｍと（７た。また、径３．２１
１１１１のワイヤＫＷ１０３Ｂ （００８％Ｃ，０：３
５％ Ｓｉ 、 １．５０ ％Ｍｎ、 ０．００７％Ｐ
、ｔ）、００６％Ｓ、２．８’４Ｎｉ、０．８ ’ｌｒ
Ｃｒ 、０．４５１ Ｍｏ ）を溶接材料として使用
し、溶接条件は溶接電流を４５０〜５５０Ａ、溶接電圧
を２６〜２９ｖ１溶接速度を３０〜４ Ｌ） Ｃ＄ｎｉ
ｎとし、予熱・バス間温度を１００〜１２５℃とした。
て形成し、Ｃ０２量に換算して２チ〜１２係の金属炭酸
塩を含有する各種焼成型フラックスを用いて横向サブマ
ージアーク溶接を行なった。開先形状の各部寸法は、第
６図囚において、０Ｌ＝１８０、θＵ−２５°、ｙ＝２
０１１１１、ｚ＝ｉｏｍｍと（７た。また、径３．２１
１１１１のワイヤＫＷ１０３Ｂ （００８％Ｃ，０：３
５％ Ｓｉ 、 １．５０ ％Ｍｎ、 ０．００７％Ｐ
、ｔ）、００６％Ｓ、２．８’４Ｎｉ、０．８ ’ｌｒ
Ｃｒ 、０．４５１ Ｍｏ ）を溶接材料として使用
し、溶接条件は溶接電流を４５０〜５５０Ａ、溶接電圧
を２６〜２９ｖ１溶接速度を３０〜４ Ｌ） Ｃ＄ｎｉ
ｎとし、予熱・バス間温度を１００〜１２５℃とした。
用いた焼成型フラックスの組成を第２表に示す。
第２表 各焼成型フラックス（Ｆ＋ ”Ｆｓ ）組成（
取量％） 溶接の結果得られた溶接金属について、その含有塁素叶
、−３０°Ｃでの衝撃試験における吸収エネルギー（ｖ
Ｅ−５゜ｋｆ７ｆｍ）および低温われの発生の有無を調
べた。溶接金属の含有窒素量および低温じん性と焼成型
フラックス中のＣＯ２量との関係を第７図に示す。第７
図に示すように、焼成型フラックス中のＣＯ□量が５量
未満である部会、浴接金属は５０ ｐｐｍ以上の窒素を
含有し、−３０°Ｃｆ′こおける吸収エネルギーが５ｋ
１７ｆｍにも達せｒｌじん性が不良でまた低温われの発
生もみられた。これｅこ対し焼成型フラックス中のＣＯ
２量が５％以丘である場合、溶接金属中の含有窒素１・
ま５０ ｐｐｍ以上に低減し、−３０°Ｃにおけるじん
性が良好となり、低温われの発生もみられなかった。
取量％） 溶接の結果得られた溶接金属について、その含有塁素叶
、−３０°Ｃでの衝撃試験における吸収エネルギー（ｖ
Ｅ−５゜ｋｆ７ｆｍ）および低温われの発生の有無を調
べた。溶接金属の含有窒素量および低温じん性と焼成型
フラックス中のＣＯ２量との関係を第７図に示す。第７
図に示すように、焼成型フラックス中のＣＯ□量が５量
未満である部会、浴接金属は５０ ｐｐｍ以上の窒素を
含有し、−３０°Ｃｆ′こおける吸収エネルギーが５ｋ
１７ｆｍにも達せｒｌじん性が不良でまた低温われの発
生もみられた。これｅこ対し焼成型フラックス中のＣＯ
２量が５％以丘である場合、溶接金属中の含有窒素１・
ま５０ ｐｐｍ以上に低減し、−３０°Ｃにおけるじん
性が良好となり、低温われの発生もみられなかった。
以上のことから、この発明では金属炭酸塩をｃｏ２ｔに
換算して５チ以上含有する焼成型フラックスが用いられ
る。
換算して５チ以上含有する焼成型フラックスが用いられ
る。
以下にこの発明の一実施例を記す。
実施例
板厚４０■のＥＨ３６鋼（０，０８係Ｃ１０，３０チＳ
ｔ１１．５％Ｍｎ、０．００６％Ｐ、０．００４％Ｓ。
ｔ１１．５％Ｍｎ、０．００６％Ｐ、０．００４％Ｓ。
０．２％Ｎｉ）を用い、第６図（４）に示す開先形状を
作成し、横向サブマージアーク溶接を行なった。開先各
部の寸法はこの発明の条件に適合するようＱＣ１θＬ＝
２０°、θｕ＝３０°、１−Ｉ Ｑ Ｗｒｍ、ｌ＝１０
ｍｍとしだ。また、フラックスも、この発明の条件に適
合するように、ＣＯ２ｉ！：に換算して１０チの金属炭
酸塩を含むす、１１６成型７ラツクス（２３チＣａＣＯ
３，１０％ＣａＦ ３０％ＭｇＯ，２０％Ａｌ２Ｏ３，
１０１ ％５１０２．４％ＣａＯ１２％ＦｅＳｉ、１％Ｍｎ ）
を用いた。ｆＬお、ワイヤは３．２聾φのＫＷＩＯＩＢ
（０，０８％Ｃ，０，：３５％Ｓｉ、Ｊ、５０％Ｍｎ、
０．０１０％Ｐ１０、００６ ％ Ｓ 、０．８０％Ｎ
ｉ、０．５０％Ｍｏ ）を使用した。
作成し、横向サブマージアーク溶接を行なった。開先各
部の寸法はこの発明の条件に適合するようＱＣ１θＬ＝
２０°、θｕ＝３０°、１−Ｉ Ｑ Ｗｒｍ、ｌ＝１０
ｍｍとしだ。また、フラックスも、この発明の条件に適
合するように、ＣＯ２ｉ！：に換算して１０チの金属炭
酸塩を含むす、１１６成型７ラツクス（２３チＣａＣＯ
３，１０％ＣａＦ ３０％ＭｇＯ，２０％Ａｌ２Ｏ３，
１０１ ％５１０２．４％ＣａＯ１２％ＦｅＳｉ、１％Ｍｎ ）
を用いた。ｆＬお、ワイヤは３．２聾φのＫＷＩＯＩＢ
（０，０８％Ｃ，０，：３５％Ｓｉ、Ｊ、５０％Ｍｎ、
０．０１０％Ｐ１０、００６ ％ Ｓ 、０．８０％Ｎ
ｉ、０．５０％Ｍｏ ）を使用した。
比較例
上述の実施列と同様の鋼板を用いて第８図に示す従来の
開先形状（θｔ、−１００、θＵ＝２００、ｅ＝ＩＯＭ
）を作成し、横向サブマージアーク溶接を行なった。
開先形状（θｔ、−１００、θＵ＝２００、ｅ＝ＩＯＭ
）を作成し、横向サブマージアーク溶接を行なった。
実施例および比較例の溶接条件を第３表に対比して示す
。仝た、第９図（Ｎおよび（Ｂ）に、実施例および比較
例のビードの累層状態を示す。実施例においては第９図
（Ａ）のａｌ〜ａｌＱに示す手順でビードが累層され、
比較例においては第９図（Ｂ）のｂ＋〜ｂｔｔに示す手
１１１１でビードが累層された。
。仝た、第９図（Ｎおよび（Ｂ）に、実施例および比較
例のビードの累層状態を示す。実施例においては第９図
（Ａ）のａｌ〜ａｌＱに示す手順でビードが累層され、
比較例においては第９図（Ｂ）のｂ＋〜ｂｔｔに示す手
１１１１でビードが累層された。
第３表 実施例および比較例の溶接条件（パス間温度＝
１５０℃以下） 以上の結果得られた溶接継手について、衝撃誠験を行な
い、またＸ線透過によって溶接欠陥の有無を詞べた。そ
の結果を溶接所要時間と併せて、実施例と比較例とで対
比して第４表に示す。
１５０℃以下） 以上の結果得られた溶接継手について、衝撃誠験を行な
い、またＸ線透過によって溶接欠陥の有無を詞べた。そ
の結果を溶接所要時間と併せて、実施例と比較例とで対
比して第４表に示す。
第４表
第３表に示すように実施例においては比較例よりも高電
流・商人熱の溶接が行なわれておシ、その結果第４表に
示すように溶接時間がはるかに短縮されている。そ（７
て、そのように高能率な溶接が行なＩ）れたにもかかわ
らず、実施例によって得られたｆｄ ｉ及金属のじん性
は比較例と顕著な差違はない。また、溶接欠陥も発生し
ていなかった。
流・商人熱の溶接が行なわれておシ、その結果第４表に
示すように溶接時間がはるかに短縮されている。そ（７
て、そのように高能率な溶接が行なＩ）れたにもかかわ
らず、実施例によって得られたｆｄ ｉ及金属のじん性
は比較例と顕著な差違はない。また、溶接欠陥も発生し
ていなかった。
以」二のように、この発明によれば、横向サブマージア
ーク溶接をｈｍす上Ｆ鋼板の開先形状を、アーク発生点
に７ラツクスが高密度に集中する形状とし、フラックス
としてｃｏ２Ｈｔ１に換算して５チ以上の金属炭１〜し
塩を含む焼成型フラックスを用いるようにしたことによ
って、被溶接鋼板の厚みにがかわらずアーク発生点にお
けるフラックスによるシールド効果を充分にすることが
でき、溶接条件を高電流・商人熱として能率の良い溶接
が可能とな９、溶接所要時間を短縮することができ、ま
た、特に極厚鋼板の溶接について溶接金属中の窒素咄増
加を抑制してじん性の良好な溶接金属を得ることができ
る。
ーク溶接をｈｍす上Ｆ鋼板の開先形状を、アーク発生点
に７ラツクスが高密度に集中する形状とし、フラックス
としてｃｏ２Ｈｔ１に換算して５チ以上の金属炭１〜し
塩を含む焼成型フラックスを用いるようにしたことによ
って、被溶接鋼板の厚みにがかわらずアーク発生点にお
けるフラックスによるシールド効果を充分にすることが
でき、溶接条件を高電流・商人熱として能率の良い溶接
が可能とな９、溶接所要時間を短縮することができ、ま
た、特に極厚鋼板の溶接について溶接金属中の窒素咄増
加を抑制してじん性の良好な溶接金属を得ることができ
る。
第１図は横向サブマージアーク溶接を行なうための従来
の開先形状の断面図、第２図は溶接部の溶接欠陥を示す
断面図、第３図は極厚鋼板についての横向サブマージア
ーク溶接の施工状態を示す断面図、第４図はこの発明の
実施に供する鋼板の開先形状を示す断面図、第５図は下
側鋼板の開先角度と溶接金属の含有窒素量およびじん性
との関係を示す図、第６図（４）はこの発明の条件に適
合する開先形状の１例を示す側面図で、第６図（Ｂ）は
同様に他の例の側面図、第６図（Ｃ）は同様に更に他の
例の側面図である。第７図は横向ナブマージアーク溶接
に使用する焼成型フラックス中のＣ０２含有量と溶接金
属含有窒素量および溶接金属のしん性との関係を示す図
、第８図は比較例に用いた従来の開先形状を示す側面図
、第９図は実施例および比較例のビードの累層法を示し
、第９図（Ａ）は実施例のビードの累層状態を示す断面
図、第９図（Ｂ）は比較例のビードの累層状態を示す断
面図である。 ３・・・フラックス、９・・・上側鋼板、１０・・・下
側鋼板。 出願人 川崎製鉄株式会社 代理人 弁理士豊田武人 （ほか１名） 第１図 第２図 第３図 第４図 （Ｊ ５ ＋０ １０ ＺＩＪ Ｗ 第６図 （Ａ） （Ｂ） （Ｃ） 第７図 ７ 刈りへ′型７う１りλ中のｃｏ２１１有ｉ （ｔｔｘ）
第８図 第９図
の開先形状の断面図、第２図は溶接部の溶接欠陥を示す
断面図、第３図は極厚鋼板についての横向サブマージア
ーク溶接の施工状態を示す断面図、第４図はこの発明の
実施に供する鋼板の開先形状を示す断面図、第５図は下
側鋼板の開先角度と溶接金属の含有窒素量およびじん性
との関係を示す図、第６図（４）はこの発明の条件に適
合する開先形状の１例を示す側面図で、第６図（Ｂ）は
同様に他の例の側面図、第６図（Ｃ）は同様に更に他の
例の側面図である。第７図は横向ナブマージアーク溶接
に使用する焼成型フラックス中のＣ０２含有量と溶接金
属含有窒素量および溶接金属のしん性との関係を示す図
、第８図は比較例に用いた従来の開先形状を示す側面図
、第９図は実施例および比較例のビードの累層法を示し
、第９図（Ａ）は実施例のビードの累層状態を示す断面
図、第９図（Ｂ）は比較例のビードの累層状態を示す断
面図である。 ３・・・フラックス、９・・・上側鋼板、１０・・・下
側鋼板。 出願人 川崎製鉄株式会社 代理人 弁理士豊田武人 （ほか１名） 第１図 第２図 第３図 第４図 （Ｊ ５ ＋０ １０ ＺＩＪ Ｗ 第６図 （Ａ） （Ｂ） （Ｃ） 第７図 ７ 刈りへ′型７う１りλ中のｃｏ２１１有ｉ （ｔｔｘ）
第８図 第９図
Claims (1)
- 上丁に鋼板を配置して行なう横向サブマージアーク溶接
方法において、下方の鋼板の開先面が水平線となす開先
角度θＬをルート部から鋼板表面側に向かって一辷り勾
配で１５°以上とし、上方の鋼板の開先部が水平線とな
す開先角度θＵをルート部から鋼板表面側に向かって上
シ勾配でθＬ以上、θＬ十２００以下となるようにし、
そのようにして形成した開先部をＣＯ２％−，に換算し
て５％以上の金属炭酸塩を含む焼成型フラックスを用い
て溶接することを特徴とする横向サブマージアーク溶接
方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP12363983A JPS6015076A (ja) | 1983-07-06 | 1983-07-06 | 横向サブマ−ジア−ク溶接方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP12363983A JPS6015076A (ja) | 1983-07-06 | 1983-07-06 | 横向サブマ−ジア−ク溶接方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS6015076A true JPS6015076A (ja) | 1985-01-25 |
Family
ID=14865561
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP12363983A Pending JPS6015076A (ja) | 1983-07-06 | 1983-07-06 | 横向サブマ−ジア−ク溶接方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS6015076A (ja) |
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2007516368A (ja) * | 2003-07-02 | 2007-06-21 | アンドウステイール・フランス | 自己上昇式の油田プラットホーム上のラックのセクションを組み立てる方法 |
| EP2098324A1 (en) * | 2008-03-06 | 2009-09-09 | Welding Services, INC. | Welded butt joints on tubes having dissimilar end preparations |
| US7703660B2 (en) | 2001-04-12 | 2010-04-27 | Aquilex Corp. | Method and system for weld bead sequencing to reduce distortion and stress |
| CN112171093A (zh) * | 2020-09-16 | 2021-01-05 | 中船黄埔文冲船舶有限公司 | 一种低合金高强度钢厚板横焊位置埋弧自动焊工艺 |
-
1983
- 1983-07-06 JP JP12363983A patent/JPS6015076A/ja active Pending
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US7703660B2 (en) | 2001-04-12 | 2010-04-27 | Aquilex Corp. | Method and system for weld bead sequencing to reduce distortion and stress |
| JP2007516368A (ja) * | 2003-07-02 | 2007-06-21 | アンドウステイール・フランス | 自己上昇式の油田プラットホーム上のラックのセクションを組み立てる方法 |
| EP2098324A1 (en) * | 2008-03-06 | 2009-09-09 | Welding Services, INC. | Welded butt joints on tubes having dissimilar end preparations |
| CN112171093A (zh) * | 2020-09-16 | 2021-01-05 | 中船黄埔文冲船舶有限公司 | 一种低合金高强度钢厚板横焊位置埋弧自动焊工艺 |
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