WO1994017951A1 - Welding deformation reducing method for one-side strap joint welding - Google Patents

Welding deformation reducing method for one-side strap joint welding Download PDF

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WO1994017951A1
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deformation
plate
welded
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PCT/JP1994/000162
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Tadashi Kasuya
Koichi Shinada
Yukihiko Horii
Tateo Miyazaki
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Nippon Steel Corporation
Hitachi Zosen Corporation
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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
    • B23K9/00—Arc welding or cutting
    • B23K9/095—Monitoring or automatic control of welding parameters
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
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    • B23K9/00—Arc welding or cutting
    • B23K9/095—Monitoring or automatic control of welding parameters
    • B23K9/0953—Monitoring or automatic control of welding parameters using computing means

Definitions

  • the present invention relates to a method for reducing welding deformation at the time of single-sided plate joint welding, and more particularly to a method for reducing the welding deformation of single-sided plate joint welding that reduces the welding deformation under optimum welding conditions for multi-electrode applications.
  • Conventional technology for reducing welding deformation at the time of single-sided plate joint welding, and more particularly to a method for reducing the welding deformation of single-sided plate joint welding that reduces the welding deformation under optimum welding conditions for multi-electrode applications.
  • the steel plates 1, 1 'to be welded are butt-joined, and a temporary attachment having the same height as the thickness of the steel plate to be welded is made in the groove, especially at the terminal end that is the end of welding A bead is formed, or a tab plate with an equivalent thickness is attached to the terminal end by tack welding so that the bead height is equal to the plate thickness of the steel plate to be welded.
  • a method to reduce welding deformation by sufficiently restraining the steel plates 1, 1 'to be welded before starting welding, and a method to reduce welding deformation by heating with a gas burner during welding and controlling the heat history. is there.
  • the method of using high restraint using a temporary bead-tab plate increases the load of preparations to be performed before the start of welding, and also the burden of repairs after the start of welding. It is a problem.
  • the method of controlling the heat history by using heating by a gas burner during welding increases the equipment required for welding work, which also poses a problem in the work efficiency.
  • the publicly known technique of the method for reducing the welding deformation related to the single-sided plate joint welding has a main object of preventing a terminal crack generated at a terminal portion of a weld bead during welding.
  • this terminal cracking is caused by welding deformation, especially deformation occurring during welding.
  • various research results have been reported on the stress distribution during welding (Sato et al .: Proceedings of the Society of Shipbuilding Engineers of Japan, Vol.136 (1974), P44K and Fujita et al .: Proceedings of the Society of Shipbuilding Engineers of Japan, Vol. 133 (1973), P267). According to these research reports, it is necessary to reduce the deformation during welding in order to prevent terminal cracking.
  • the only method was to use a tacked bead-tab plate as described above.
  • Japanese Patent Application Laid-Open No. 53-51153 discloses a method in which the amount of heat input at the end of the material to be welded is reduced, and the insufficient bead amount is repaired.
  • the conventional technology mainly focuses on the restraint of the steel plate to be welded and the heat history control by the gas burner, but does not focus on the welding conditions of the single-sided plate itself. Therefore, In technology, it was rather natural that the work load and the equipment load required for construction increased. Disclosure of the invention
  • the present invention has been accomplished by finding welding conditions in which welding deformation can be reduced in order to reduce the burden of preparation before the start of welding and the burden on a welding device.
  • the present invention provides a method for reducing welding deformation based on such welding conditions at the time of single-sided plate joint welding.
  • the steel plates to be welded are butted, a temporary bead is formed in the groove, and after tacking and fixing, in single-sided plate joint welding with three or more electrodes, counting is performed for each electrode from the reverse direction of the welding progress.
  • the heat input calculated from the current, voltage and welding speed of the i-th electrode by the following formula (1) is defined as Qi (kJZ drawing), and the distance from the first electrode to the i-th electrode is Li (band).
  • the maximum value of the tacked bead height in the butt groove is defined as H (band).
  • H is set to less than half the thickness of the steel plate to be welded.
  • H is set to be equal to or less than half the plate thickness of the steel plate to be welded, and the parameters P and The smaller value of the thickness of the tab plate or the height of the temporary bead between the plate and the steel plate to be welded is defined as Ht (mm), and the Qi, Li, and the constants k and Ht are defined as Ht (mm). Ht should be less than half of the thickness of the steel plate to be welded.
  • FIG. 1 is a sectional view showing a groove shape.
  • FIG. 2 is a conceptual explanatory view of the welding method according to the present invention.
  • FIG. 3 is an explanatory diagram showing an AA cross section in FIG.
  • FIG. 4 is a diagram showing the relationship between parameters P and deformation amount according to the present invention.
  • Fig. 5 shows the state of deformation, (a) shows in-plane deformation, and (b) shows out-of-plane deformation.
  • FIG. 6 is an explanatory diagram of a thermoelastic model.
  • Fig. 7 shows the types of groove shapes, (a) is Y groove, (b) is V groove, (c) is I groove, (d) is a type of U groove, and (e) is It is a figure which shows another U groove.
  • the welding conditions in the single-sided plate joining welding are not limited to gas burner heating or high constraint from the tab plate, and the welding conditions are within a predetermined range of P and Ptab. It is intended to reduce the load on the welding equipment and to improve the work efficiency during plate joint welding.
  • the heat input calculated from the current, voltage, and welding speed of the i-th electrode, counting from the direction, by the following formula (1) is Qi (kJ / mm), and the distance from the first electrode to the i-th electrode is (Mm), the maximum value of the tacked bead height in the butt groove is H (band), and using these, Li, H and the constant k, H is half the thickness of the steel plate to be welded.
  • the first requirement is to estimate the deformation stress during welding using the parameter P calculated by the following equation (2), and to determine the welding conditions for each of the electrodes so that the deformation limit is reached. That is.
  • FIG. 6 illustrates the model of the present invention.
  • No.19, No.20, No.21 and No.22 denote the first electrode, second electrode, third electrode and fourth electrode, respectively. Is moving from left to right.
  • the coordinates are set to the moving coordinates (, y) that advance at the same speed V as the welding with the first electrode as the origin.
  • Fig. 6 shows four-electrode welding, but in the following analysis, the number of electrodes is more generally assumed to be n.
  • K0, K1 Modified Bessel functions of the second kind of the 0th and 1st order.
  • the thermal stress is reduced by the tacking bead in the groove, but since the height of the tacking bead is not always equal to the plate thickness, the stress in the tacking bead Must be evaluated.
  • the plate thickness is A (mm).
  • the force acting in the y-axis direction per unit length is obtained by applying the plate thickness and stress, that is,
  • ⁇ y ⁇ yA / ⁇
  • the parameter P can be defined as follows.
  • the constraint on the tab plate also restrains the steel plate to be welded in the same way as the tacked bead, and it should be evaluated similarly. Is possible.
  • the parameter P is divided into two terms, ⁇ Qi Z (Li + k) and 1 Z H, and each term is described.
  • ⁇ Qi Z (Li + k) in parameter P expresses how the welding conditions affect the welding deformation. Normally, reducing welding heat input tends to reduce welding deformation.However, in the case of single-sided plate joint welding, plate joining must be completed by one welding, which naturally limits heat input. is there. In addition, in the case of single-electrode welding and in the case of multi-electrode welding, the shape of the molten pool differs, so that the welding deformation behavior differs even with the same heat input. Therefore, in order to determine welding conditions that reduce welding deformation, parameters that express the effect of the shape of the molten pool or the electrode arrangement are indispensable.
  • the present inventors are convinced that such parameters always exist, and have investigated and studied the relationship between welding conditions and welding deformation as described above, and finally found ⁇ Q i / (L i + k) Has been found to be an effective parameter.
  • the reason for adding the constant k between the electrodes is from a practical viewpoint. In other words, since Q 1 / L 1 for the first electrode is L 1 20, the calculation becomes impossible. To prevent this, k was added between the electrodes.
  • the present inventors have found that adding k between the electrodes results in a sufficiently practical parameter. The range was set for the value of the constant k for the following reason.
  • the value of k is set to 10 or more. If the value of k is too large, the influence of the distance between the electrodes, that is, the influence of the electrode arrangement cannot be correctly evaluated. This is why the value of k is set to 150 or less. Practically, setting k to 50 makes it possible to determine welding conditions that can reduce deformation.
  • H is the maximum value of the tacking bead height within the butt groove.
  • the present inventors also investigated and studied the effect of H from the above viewpoint, and multiplied 1 / H to a parameter ⁇ Q i ( ⁇ + k) expressing the effect of welding conditions. That is, it has been found that the use of the parameter P shown in the above equation (2) can express the effect of the welding conditions, the tacking bead, or the tab plate.
  • the maximum value of the temporary bead height in the butt groove was set to H because the point where the bead height was the maximum was the part that restrained welding deformation most. Is the most effective means.
  • P tab is the one where parameter H is replaced with H t.
  • the purpose of the present invention is to reduce welding deformation mainly by selecting welding conditions, but in practice tab plates are used for purposes other than reducing welding deformation.
  • it is an industrially effective means to use a tab plate so that a crater at the end of welding is not generated on a steel plate to be welded.
  • the tab plate serves to restrain the steel plate to be welded. Therefore, the present inventors also considered a case in which the steel plate to be welded is restrained by such a tab plate.
  • P tab is a parameter that expresses the effect of this tab plate and welding conditions on welding deformation, and, like P, was found to be able to express the effect of the tab plate by using these parameters over time. is there.
  • the temporary bead formed in the groove mainly restrains the steel plate to be welded.
  • P is larger than 0.14 under the conventional welding conditions. Therefore, reduction of welding deformation cannot be realized unless high restraint using a tab plate or heat history control by gas burner heating is used.
  • the upper limit of the value of P is set to 0.14 because it is the upper limit of the range that provides the same welding deformation reduction effect as in the conventional method.
  • the welding conditions and H are determined so that the value of P is 0.04 or less.
  • in-plane deformation is a deformation considered to be caused by a difference in welding heat history between the front and back sides of the steel sheet to be welded, a difference in the amount of deposited metal, and the like.
  • In-plane deformation refers to the case where the deformation caused by welding falls within the plane.
  • a typical example is the deformation shown in Fig. 5 (a).
  • Figure 5 (a) This is the case where the groove in front of the weld bead opens during welding, which is caused by the thermal expansion of the groove in the direction of the weld line due to welding heat.
  • This deformation is called rotational deformation because it deforms as if the steel plate to be welded is rotating around the welding arc.
  • the terminal crack is a crack that occurs due to this rotational deformation.
  • out-of-plane deformation is the case where welding deformation does not fit within the plane, and a typical example is shown in Fig. 5 (b). This is caused by the difference in the amount of deformation between the plate surface and the plate back surface, and the example in Fig. 5 (b) shows the case where the plate has undergone angular deformation and deflection.
  • the welding conditions and the reasons for limiting the flux will be described.
  • the formation of a keyhole is indispensable.
  • the upper limit of 2400 A is because the use of a current higher than this disturbs the melt pool and makes it impossible to form a good bead.Furthermore, for the third electrode and subsequent electrodes, Train The poles are responsible for forming the front bead.
  • the following electrode does not need to form a back bead, and therefore does not need to form a single hole. Therefore, good beads can be formed with a smaller current value than the first electrode and the second electrode.
  • the upper limit of 2400 A for the third electrode and the subsequent electrodes is the same as the above-mentioned reason for setting the upper limits of the first and second electrodes. The higher the speed, the better the work. However, if the speed is set too high, defects such as undercuts may occur in the weld.
  • the upper limit of the welding speed of 200 cm / min is defined as a condition that does not cause defects such as undercuts on the front bead and the back bead. There are two reasons for setting the lower limit.
  • the current value is limited to 900 A or more for the leading electrode and 600 A or more for the trailing electrode. If the welding speed is less than 60 cm / min, the amount of weld metal deposited is large. This is because of the problem of over-imposition. Another reason is that since the back bead of the leading electrode is formed using arca, satisfactory bead formation can be obtained even when the welding speed is increased. The lower limit of 60 cm / min was limited for the above reasons. The welding speed has an effect on the welding heat input, but if the heat input is reduced, the parameter P will inevitably also be reduced. Valid o
  • Welding deformation is determined by welding conditions and does not depend on the choice of flux.
  • the lower limit of the current of the first electrode and the second electrode is 900 A, and the current is set up to 2400 A. Therefore, the flux must have good fire resistance in such high current welding. Since the fired type flux has good fire resistance, the flux was limited to this. Next, the reasons for limiting the groove shape will be described.
  • the deformation of single-sided plate joint welding is practically unaffected by the groove shape.
  • the Y, V, I and U grooves defined in the present invention in FIG. 7 are grooves for obtaining a good single-sided plate joint welding bead shape.
  • the U-groove is not limited to this figure, and includes an improved U-groove.
  • the groove shape is limited in order to reduce welding deformation and obtain a good bead shape.
  • the present invention Since the present invention has a main object of reducing welding deformation, an effect of reducing deformation can be expected regardless of the type of steel plate to be welded.
  • the lower limit was set to a value higher than this strength because the steel sheet with a tensile strength of less than 390 MPa does not have sufficient strength as a current welded structure.
  • the upper limit of the tensile strength was set at 780 MPa.In the case of a steel sheet having a tensile strength higher than this, if single-sided plate joint welding is performed, there is a possibility that the toughness of the welded part may deteriorate. Therefore, the upper limit was set to ensure the reliability of the weld.
  • the lower limit of the thickness was set to 8 mm.
  • the reason for setting the upper limit of the plate thickness to 50 mm is that if the plate thickness is larger than this, the current value of each electrode will be excessive and a good weld bead shape will be obtained. May not be possible.
  • the required welding metal increases as the thickness of the plate increases, so the welding speed decreases, and efficient welding cannot be performed. Furthermore, for these reasons, excessive heat input is applied to the steel sheet to be welded, and problems such as deterioration of toughness also arise.
  • the parameter P can be reduced. 7
  • a relatively high welding efficiency with a welding speed in the range of 60 to 200 cm / min can be obtained for welded joints that suppress welding, that is, reduce welding deformation and have a good bead shape.
  • FIGS. An embodiment of the present invention will be described using an experimental apparatus shown in FIGS. That is, as shown in the figure, the two steel plates 1 and 1 'to be welded on one side are butt-fixed by two pairs of holding members 8 attached to the welding table 9, and furthermore, the steel plates to be welded are fixed.
  • the end of the butt portion of the steel plate 1, 1 ′ can be fixed with the tab plate 4, and the steel plate 1, 1 ′ is temporarily welded to the groove formed at the butt end of the steel plate 1, 1 ′.
  • Fig. 2 shows the case of four electrodes 2a to 2d, but single-sided plate joint welding was performed in the direction of the arrow using 1 to 6 electrodes.
  • reference numeral 14 denotes an air hose, which can adjust the pressing force of the steel backing metal 15 by air pressure (position adjustment) to provide a function of supporting the steel plate to be welded.
  • welding power supplies 11a, lib, 11c, and lid are connected to four welding electrodes 2a, 2b, 2c, and 2d, respectively.
  • lla to lld are connected to the welding condition control device 12 and the parameter calculation device 13 to determine the maximum height H of the temporary bonding bead obtained in advance, the current, voltage, and welding speed of the i-th electrode.
  • Welding conditions such as current, voltage, welding speed, distance between the electrodes, and the like in each of the welding electrodes were determined so that the thickness was set to be equal to or less than half of the sheet thickness and the value of P was equal to or less than 0.14.
  • the tab plate 4 When the tab plate 4 is used, the tab plate 4 is to be welded steel plate 1, 1 ′ In this case, the maximum height H of the tacking bead at the butted portion with the steel plates 1 and 1 'to be welded, the thickness of the tab plate, and the tab plate Using the parameter Ptab calculated by the above equation (3) using the Qi, Li and constant k as the maximum value of the height of the tacked bead between the Welding conditions such as current, voltage, welding speed, and distance between electrodes were determined so that the value of P was 0.26 or less and the value of Ptab was 0.009 or more so that the steel plate was less than half of the steel plate to be welded.
  • Tables 1 and 2 show the welding conditions such as current I, voltage E, welding speed V, and distance L between electrodes used in this experimental example, plate thickness, and the maximum value of the temporary bead height in the butt groove.
  • H the parameter calculated by welding conditions-P (Equation (2)), and the groove shape are shown.
  • Three types of constants k were selected: 10, 50 and 150.
  • the groove angle 0 and the root face Rf of the groove shape in Tables 1 and 2 correspond to 0 and Rf shown in FIG.
  • the amount of angular deformation was determined as the difference between the angles before welding by measuring the angle of the steel plate to be welded with a goniometer after welding.
  • Tables 3 and 4 show the results of these three types of deformation measurement along with the conventional method and comparative examples.
  • 1E2E, 3E, 4E, 5E, 6E 1st electrode, 2nd electrode, 3rd electrode, 4th electrode, 5th electrode, and 6th electrode, respectively.
  • L 2nd electrode, 3rd electrode, 4th electrode From the 1st electrode, 2nd electrode, 3rd electrode, 4th electrode , Represents the distance to the fifth and sixth electrodes.
  • the groove shape 0 and Rf indicate the groove angle and root face shown in Fig. 1.
  • P indicates a value calculated from equation (2).
  • H indicates the maximum bead height from the end or within 50m of the tacking bead closest to the end.
  • the deformation during welding is as large as 3.25 mm and 2.55 mm.Burner heating is also applied.
  • P19 and noisy20 also do not become 1.00 mm or less.
  • ⁇ It can be suppressed to 1.00mm or less for the first time by using the conventional method of ⁇ 39.
  • the amount of angular deformation is smaller than 0.1 lOrad as in the conventional method.
  • lateral shrinkage in the example of the present invention, all are 0.60 mm or less as in the conventional method, and can be made relatively smaller than the cases of ffo 37, ⁇ 38 and ⁇ 39 of the conventional method in which the constraint from the tab plate is increased. it can.
  • the present invention can reduce welding deformation similarly to the conventional method.
  • the welding deformation in single-sided plate joint welding which has been widely believed until now, is not performed by heating the gas burner or performing high restraint from the tab plate.

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Description

明 細 書 片面板継ぎ溶接の溶接変形低減方法 技術の分野
本発明は、 片面板継ぎ溶接時における溶接変形低減方法に関し、 特に多電極化における最適溶接施工条件によつて、 溶接変形を低減 する片面板継ぎ溶接の溶接変形低減方法を提供する。 従来の技術
従来の片面板継ぎ溶接は図 2に示すように被溶接鋼板 1， 1 ' を 突き合わせ、 開先内特に溶接終了部となる終端部分に被溶接鋼板の 板厚と同等の高さを持つ仮付けビ一 ドを形成させたり、 同等の厚み を持つタブ板を終端部分に、 ビー ド高さが被溶接鋼板の板厚と同等 の高さとなるように、 仮付け溶接することにより取り付けたり して. 溶接開始前に被溶接鋼板 1、 1 ' を充分に拘束して溶接変形を低減 する方法や、 溶接中にガスバーナーなどで加熱し、 熱履歴を制御し て溶接変形を低減する方法などがある。 しかしながら、 仮付けビー ドゃタブ板を用いた高い拘束を利用する方法は溶接開始前に行うベ き準備の負担、 さらには溶接開始後の補修の負担等が大き くなり、 これが溶接作業効率上問題となっている。 また溶接中にガスバーナ 一などによる加熱を用いて熱履歴を制御する方法は、 溶接施工に必 要な装置が大き く なり、 やはり施工効率上問題となっていた。
片面板継ぎ溶接に関する溶接変形低減方法の公知技術は、 溶接時 に溶接ビー ド終端部に生ずる終端割れを防止するこ とを主たる目的 としていた。 例えば、 この終端割れは溶接変形、 特に溶接中に生ず る変形が原因となって発生することは安藤等により指摘されている (溶接学会誌、 Vol.30(1970)、 No.8、 P792) 。 その後、 溶接中の応 力分布について種々の研究成果が報告されている （佐藤等 ： 日本造 船学会論文集、 Vol.136(1974) 、 P44K および藤田等： 日本造船学 会論文集、 Vol.133(1973) 、 P267など） 。 これらの研究報告によれ ば、 終端割れを防ぐためには溶接中の変形を低減する必要があるが. その方法は上述のように仮付けビー ドゃタブ板を用いる方法しかな カヽつた。
一方、 終端割れ防止方法における公知技術は神近等によつてまと められている （日本構造協会誌（JSSC)、 Vol.10(1974)、 No.101、 P35)o これによると、 変形防止対策として上述の仮付けビー ド、 夕 ブ板による拘束の他、 油圧ジャ ッキにより終端部分を拘束する方法 も報告されている。 これら、 従来技術はいずれも被溶接鋼板を強く 拘束することにより、 溶接中における変形を低減することに主眼を おいた技術である。 なお、 溶接中にガスバーナー加熱では、 終端割 れを防止する程度まで溶接変形を低減するにはいたっていない。
また、 特開昭 53- 51153号公報には被溶接材終端部の溶接入熱量を 低下させ、 不足するビー ド量を補修によって補う方法が開示されて いる。
さらに、 最近になって、 溶接終了後に残留する変形の挙動を詳細 に解析した研究が報告されている （上田等： 日本造船学会論文集、 Vol.171 (1992) 、 P335) 。 これによると、 ガスバーナーによる局部 加熱は溶接終了後に残留する変形に影響を及ぼすこ とが報告され、 加熱方法によっては加熱しない場合と比較して変形を低減できるこ とが示されている。
このように、 従来技術では主として被溶接鋼板の拘束や、 ガスバ —ナ一による熱履歴コン トロールに着目 した技術であり、 片面板継 ぎ溶接条件そのものに注目 した技術ではなかった。 そのため、 従来 技術では作業上の負荷や施工に必要な装置の負荷が大き く なるのは むしろ当然のこ とであった。 発明の開示
本発明は溶接開始前の準備の負担や溶接装置上の負担を低減する ために、 溶接変形を低減できる溶接施工条件を見い出し達成された ものである。
本発明は片面板継ぎ溶接時において、 このような溶接施工条件を ベースとする溶接変形低減方法を提供するものである。
その要旨とするところは、 下記のとおりである。
( 1 ) 被溶接鋼板を突き合わせ、 開先内に仮付けビー ドを形成し 仮付け固定後、 電極を 3電極以上とする片面板継ぎ溶接において、 各電極に対し溶接進行と逆方向から数えて第 i番目の電極の電流、 電圧、 溶接速度から下記 （ 1 ) 式により計算される入熱量を Qi (kJ Z画） とし、 第 1電極から第 i番目の電極までの距離を Li ( 匪） とし、 突き合わせ開先内の仮付けビー ド高さの最大値を H ( 匪） と し、 これら Qi, Li, Hおよび定数 kを用い、 Hを被溶接鋼板の板厚 の半分以下とし、 下記 （ 2 ) 式により計算されるバラメーター Pを 用い、 溶接中の変形応力を推定し、 変形許容限界になるように前記 各電極における溶接条件を決定するこ とを特徴とする片面板継ぎ溶 接時の溶接変形低減方法。
Qi = Ii X Ei X 6 ÷ Vi ( 1 ) 式
(但し Ii 第 i番目の電極の電流 （A)
Ei 第 i番目の電極の電圧 （V)
Vi 第 i番目の電極の溶接速度 （cm/min)
Qi
P = ( 2 ) 式
H Li + k (Li ： 第 1電極と第 i電極間の距離 （ 画 ）
但し、 L, = 0、 n ： 電極数、 k ： 正の定数）
( 2 ) パラメーター Pを計算する前記 （ 2 ) 式の kの値を 1 0〜 150 の範囲で選定し、 かつ Pの値が 0.14以下になるように各電極の 溶接条件を決定する （ 1 ) に記載の片面板継ぎ溶接時の溶接変形低 減方法 o
( 3 ) 被溶接鋼板を突き合わせ、 開先内に仮付けビー ドを形成し 仮付け固定後、 更にタブ板を被溶接板終端部に溶接仮付けして固定 後、 電極を 3電極以上とする片面板継ぎ溶接において、 前記 （ 1 ) に記載された Qi， Li, Hおよび定数 kを用い、 Hを被溶接鋼板の板 厚の半分以下とし、 下記 （ 2 ) 式により計算されるパラメーター P および、 タブ板の厚さまたは夕ブ板と被溶接鋼板の間の仮付けビー ド高さのうち小さい方の値を Ht (mm) とし、 かつ、 前記 Qi， Liおよ び定数 kと Htを用い、 Htを被溶接鋼板の板厚の半分以下と し、 下記
( 3 ) 式により計算されるパラメーター Ptabを用い、 溶接中の変形 応力を推定し、 変形許容限界になるように前記各電極における溶接 条件を決定することを特徴とする片面板継ぎ溶接時の溶接変形低減 方法。
1 n Qi
P = —— ∑ · ( 2 ) 式
H i =l Li + k
(Li 第 1電極と第 i電極間の距離 （ 腿）
但し、 = 0、 n ： 電極数、 k:正の定数）
1 n Qi
Ptab = ∑ · ( 3 ) 式
Ht i =l Li + k
(Li ： 第 1電極と第 i電極間の距離 （ 隨）
但し、 し 0、 n ： 電極数、 k:正の定数）
( 4 ) パラメータ一 Pを計算する前記 （ 2 ) 式およびパラメ一夕 ― Ptab を計算する （ 3 ) 式の kの値を 1 0〜150 の範囲で選定し- かつ Pの値が 0.26以下、 Ptabの値が 0.009 以上になるように各電極 の溶接条件を決定する （ 3 ) に記載の片面板継ぎ溶接時の溶接変形 低減方法。
( 5 ) 各電極の電流が 2400 A以下、 第 1 、 第 2電極の電流が 900 A以上で第 3電極およびそれ以降の電極の電流が 600 A以上に なるように設定し、 かつ溶接速度が 60 cm/min以上 200 cm/min 以 下になるように溶接条件を設定し、 焼成型の表および裏フ ラ ッ クス を用いた多電極サブマージアーク溶接である （ 1 ) から （ 4 ) のい ずれかに記載の片面板継ぎ溶接時の溶接変形低減防止方法。
( 6 ) 開先形状と して、 Y開先、 I 開先、 V開先または U開先の 片面板継ぎ溶接である （ 1 ) から （ 5 ) のいずれかに記載の片面板 継ぎ溶接時の溶接変形低減防止方法。
( 7 ) 引張強度が 390 MPa以上、 780 MPa 以下であり、 板厚が 8 mm以上、 50 mm 以下である鋼板の片面板継ぎ溶接である （ 1 ) から
( 6 ) のいずれかに記載の片面板継ぎ溶接時の溶接変形低減防止方
図面の簡単な説明
第 1 図は開先形状を示す断面図である。
第 2図は本発明に係る溶接方法の概念説明図である。
第 3図は第 2図における A— A断面を示す説明図である。
第 4図は本発明に係るパラメ一夕一 Pと変形量の関係を示す図で め 。
第 5図は変形の状況を示し、 （ a ) は面内変形、 （ b ) は面外変 形を示す。
第 6図は熱弾性モデルの説明図である。 第 7図は開先形状の種類を示し、 （ a ) は Y開先、 （ b ) は V開 先、 （ c ) は I開先、 （ d) は U開先の一種、 （ e ) は他の U開先 を示す図である。 発明を実施するための最良の形態
本発明は、 これまで広く信じられてきた、 片面板継ぎ溶接におけ る溶接変形をガスバーナー加熱やタブ板からの高拘束を行わなく と も、 溶接条件を Pおよび Ptabが所定の範囲になるように選択するこ とにより低減することができ、 板継ぎ溶接時の作業効率向上、 溶接 装置の負荷低減などを図ることを目的とするものである。
すなわち、 本発明は被溶接鋼板を突き合わせ、 開先内に仮付けビ ー ドを形成し仮付け固定後、 電極を 3電極以上とする片面板継ぎ溶 接において、 各電極に対し溶接進行と逆方向から数えて第 i番目の 電極の電流、 電圧、 溶接速度から下記 （ 1 ) 式により計算される入 熱量を Qi (kJ/mm) とし、 第 1電極から第 i番目の電極までの距離 をい (mm) とし、 突き合わせ開先内の仮付けビー ド高さの最大値を H (匪） とし、 これら ， Li, Hおよび定数 kを用い、 Hを被溶接 鋼板の板厚の半分とし、 て下記 （ 2 ) 式により計算されるパラメ一 ター Pを用い、 溶接中の変形応力を推定し、 変形許容限界になるよ うに前記各電極における溶接条件を決定するこ とを第一の要件とす るものである。
Qi= Π xEi X 6 ÷Vi ( 1 ) 式
(但し、 Ii 第 i番目の電極の電流 （A)
Ei 第 i番目の電極の電圧 （V)
Vi 第 i番目の電極の溶接速度 （cm/min)
Qi
P ( 2 ) 式
H Li + k (し 第 1 電極と第 i 電極間の距離 （讓）
但し、 L】= 0、 n ： 電極数、 k ： 正の定数）
上記の関係式 （ 1 ) および （ 2 ) 式について、 以下に説明する。 第 6図は本発明のモデルを図示したものである。 No.19 、 No.20 、 No.21および No.22 はそれぞれ第 1 電極、 第 2電極、 第 3電極およ び第 4電極を示し、 これらの電極が無限平面板の上を第 6図の左か ら右へ移動しているとする。 また、 座標は第 1 電極を原点とし、 溶 接と同じ速度 Vで進行する移動座標 （ 、 y ) を設定する。 第 6図 は 4電極溶接を示しているが、 以下の解析ではより一般的に電極数 を n として進める。
電極が一つの場合は、 佐藤等 （前記公知文献） が求めているが、 多電極の場合に対する解は未だない。 電極が n個ある場合は、 熱弾 性論における線形を考慮することにより求めた。 片面板継ぎ溶接で 大きな問題となる終端割れは、 第 5図 （ a ) のような変形が原因と なるため、 y軸方向の応力 σ yについて記述すると以下のようにな る σ y
Figure imgf000009_0001
V r i +Li V
x [K0(—— ) + K l(— ) ] } ( 4 ) 式
2 κ r i 2 K
但し、 E:ヤング率、 ひ ： 線膨張係数、 ： 熱拡散係数、
λ ： 熱伝達率、 V：溶接速度、 r i : Κ ξ +Li)2+ y2} 1 /2 Li : 第 1 電極と第 i 電極の距離 （い =0) 、
qi : 第 1 電極における、 単位時間、 単位板厚当たりに放出 する熱量、
K0 、 K 1:第 0次、 第 1 次の第 2種変形ベッセル関数、 である。 いま、 終端割れと強い相関がある溶接線前方の を考えると、 y = 0 より r i = ξ +Li 。 かつ、 （ 4 ) 式における KO 、 Κ 1 は溶 接線前方では比較的小さい値となるのでこれを無視し、 Ε 、 ひ、 、 λが定数であることを考慮すると、
1 n q ■
σ y 一 ∑ 5 ノ 式
V i =l ^ +Li
となる。 実際の溶接の場合は、 開先内の仮付けビー ドで熱応力を 抑えることになるが、 仮付けビー ド高さは板厚に等しいとは限らな いので、 仮付けビー ド内の応力がどの程度になるのか評価しなけれ ばならない。 まず、 板厚を A (mm)とし、 この場合、 単位長さ当たり に作用する y軸方向の力は板厚と応力をかけたもの、 すなわち、
σ y · A
である。 この力を仮付けビー ド高さが Hである仮付けビー ドで受 け持つとすると、 仮付けビー ド内の応力を σ y ' とすれば、 仮付け ビー ドに作用する単位長さ当たりの力は σ y ' · Hであるので、 a y · A = σ y ' · H
したがって、 仮付けビー ド内の応力 σ y ' は、
σ y = σ y · A / Η
となる。 cr yは （ 5 ) 式に比例する値であるため、 σ γ ' は （ 5 ) 式に ΑΖΗを乗じた値に比例する。
この時、 A · q i /V = Qi (通常の入熱量 kJ/隱）であるので、 仮付けビ一 ド内の応力は以下のようになる。
1 n Qi
a y ' o 一 ∑ ( 6 ) 式
H i =l Li + ^
溶融プール前方のある点 （ = kの点） で熱応力を代表させるこ とができるので、 パラメ一ター Pを以下のように定めることができ る。 Q i
P 二 ∑
H i = l Li + k
実際の溶接においては、 弾性変形のみならず塑性変形が導入され ているため、 弾性変形内でもャング率等物性値に温度依存性が存在 する等の問題と考えられるので、 本発明者等は、 こ こに得られた知 見を基にパラメーター Pの妥当性について鋭意検討した。 その結果、 充分実用的なパラメ一ターになり得ることを見い出したものである c 第 4図は、 本パラメーター Pが変形量に対応するこ とを示してい る。 すなわち、 第 4図の横軸は後述する実施例の溶接中変形量でこ れら 2つの値はよい相関関係にあることがわかった。 このこ とより、 Pの値を所定の範囲に抑えることにより変形を低減するこ とができ るものである。
本発明では、 タブ板用のパラメータ一 P tabについても、 上記と同 様の関係から、 タブ板における拘束も仮付けビー ド同様に被溶接鋼 板を拘束するものであり、 同様に評価することが可能である。
以下に本発明をさらに詳細に説明する。
まずパラメ一ター Pを 2つの項、 すなわち∑Qi Z ( Li + k)と 1 Z Hに分けそれぞれの項について述べる。
パラメーター Pにおける∑Qi Z ( Li + k)の項は溶接条件が溶接変 形にどのような影響を与えるかを表現している。 通常溶接入熱量を 小さ くすると溶接変形は小さ くなる傾向があるが、 片面板継ぎ溶接 の場合は、 1 回の溶接で板継ぎを終了させなければならず、 入熱量 低減にもおのずと限界がある。 また、 1 電極溶接の場合と多電極溶 接の場合では、 溶融プールの形状が異なってく るため同じ入熱量で も溶接変形挙動が異なってく る。 従って、 溶接変形を低減させるよ うな溶接条件を決定するには、 この溶融プールの形状あるいは電極 配置の影響を表現するパラメーターが必要不可欠となる。 本発明者らは、 このようなパラメ一ターが必ずや存在する ものと 確信し、 溶接条件と溶接変形の関係を前述のごと く調査研究し、 つ いに∑ Q i / ( L i + k)が有効なパラメーターになるこ とを知見するに 至った。 各電極間に定数 kを加えているのは実用的な観点を考慮し てのことである。 すなわち第 1 電極に対する Q 1 / L 1 は、 L 1 二 0であるため計算が不可能になり、 これを防ぐために各電極間に k を加えることとした。 本発明者らは、 この電極間に kを加えるこ と で充分実用的なパラメ一夕一になることを見いだしたものである。 定数 kの値に範囲を設定したのは以下の理由による。
すなわち、 kの値が小さすぎるとパラメ一ター Pは第 1 電極の入 熱量 Q 1 と Hでほぼ決定され、 第 2電極以降の影響を正しく評価で きない。 kの値を 10以上にしたのはこのような理由による。 また、 kの値が大きすぎると各電極の電極間距離の影響、 すなわち電極配 置の影響が正しく評価できなくなる。 kの値を 150以下としたのは このような理由による。 実用的には kを 50 と設定すれば変形を低 減し得る溶接条件を決定することが可能である。
次に 1 について述べる。
Hは突き合わせ開先内における仮付けビー ド高さの最大値である, 溶接変形挙動と溶接条件の関係を求めるパラメーターは Q iと L iで記 述できるが、 被溶接鋼板が全く仮付けされていない、 すなわち開先 内に仮付けビー ドが全く形成されていなく、 かつタブ板による拘束 もない場合は被溶接鋼板がほとんど無拘束となり、 溶接変形を低減 する溶接条件を採用したとしても事実上溶接不可能となる。 従って 最小の仮付けビー ドによる拘束は不可欠であり、 この影響を表現す るパラメ一夕一を見いだす必要があつた。
本発明者らは以上の観点から Hの影響をも調査研究し、 溶接条件 の影響を表現するパラメーター∑Q i （ぃ+ k)に 1 / Hを乗じる、 すなわち上記した （ 2 ) 式に示されるパラメーター Pを用いるこ と により溶接条件、 仮付けビー ドまたはタブ板の影響を表現できるこ とを見いだした。 また、 突き合わせ開先内の仮付けビー ド高さの最 大値を Hとしたのは、 ビー ド高さが最大のところが溶接変形を最も 拘束する部分であるからであり、 これを採用するのが最も有効な手 段であるからである。
次に、 パラメ一ター P tabについて述べる。
P tabはパラメータ一 Pの Hが H tに置き換わったものである。 本発 明は、 溶接変形を、 主として溶接条件の選択により低減せしめるこ とを目的とするものであるが、 実用上タブ板は溶接変形低減以外の 目的にも利用される。 例えば、 溶接終端部のク レーターを被溶接鋼 板に生じさせないためにタブ板を用いるこ とは産業上有効な手段で ある。 このような場合でタブ板と被溶接鋼板を溶接により仮付けさ れている場合は、 このタブ板が被溶接鋼板を拘束する働きをする。 従って、 本発明者らはこのようなタブ板により被溶接鋼板を拘束す る場合についても考慮した。 P tabは、 このタブ板と溶接条件が溶接 変形に及ぼす影響を表現するパラメ一ターで Pと同様、 このパラメ 一夕一を用いることによりタブ板の影響を表現できることを見いだ したものである。
次に、 Hおよび Htの範囲を限定した理由について述べる。
Pおよび P tabを所定の範囲に設定するには、 適切な溶接条件を選 択する方法、 適切な Hおよび H tを選択する方法、 およびその両方を 選択する方法がある。 しかし、 Hおよび H tが被溶接鋼板の板厚の半 分より大き く なることは、 主として溶接変形を開先内の仮付けビー ドゃタブ板からの高拘束により低減せしめるという従来方法と同様 な方法となる。 本発明は、 主として溶接条件を選択するこ とにより 溶接変形を低減せしめることにあるため、 Hおよび H tが被溶接鋼板 の板厚の半分より大き く なることは本発明の目的から外れる。 その ため、 Hおよび Htを被溶接鋼板の板厚の半分以下とした。
次に、 Pおよび Ptabの範囲を限定した理由について述べる。
突き合わせ開先内に仮付けビー ドを形成する場合においては、 被 溶接鋼板を拘束しているのは主として開先内に形成された仮付けビ ー ドである。 この場合、 従来の溶接条件では Pが 0.14,より大き く、 従ってタブ板を用いた高拘束か、 ガスバーナー加熱による熱履歴制 御によらなければ溶接変形低減が実現できない。 Pの値の上限値を 0.14としたのはこのような従来法と同様な溶接変形低減効果をもた らす範囲の上限値であるからである。 好ま しく は、 k= 50 の時に、 Pの値が 0.04 以下になるように溶接条件および Hを決定する。
夕ブ板が被溶接鋼板に溶接されている場合は、 このタブ板が被溶 接鋼板を拘束する働きがある。 しかし、 Ptabが 0.009より小さい場 合は、 従来から用いられているタブ板による溶接変形低減方法と一 致してしまう。 これは本発明の目的から外れるため、 Ptabの範囲を 0.009以上とした。 また、 Ptabがこの範囲にある場合、 従来方法と 同様な溶接変形低減効果のためには Pの上限値を定める必要がある が、 タブ板の拘束のため 0.14より大き くても溶接変形は低減される, そのため、 Pの上限を 0.26とした。 好ま しく は、 k= 50 の時に、 Pt abが 0.02 以上で、 Pが 0.08 以下になるように溶接条件および Ht を決定する。
次に、 電極数を 3電極以上に限定した理由を述べる。
溶接変形は、 面内変形と面外変形の 2つの問題がある。 板継ぎ溶 接の場合、 面外変形は被溶接鋼板の表側と裏側の溶接熱履歴の違い や、 溶着金属量の違いなどが原因と考えられる変形である。 面内変 形とは溶接により生ずる変形が平面内に納まる場合をさ しており、 代表的な例は第 5図 （ a ) に示した変形である。 第 5図 （ a ) は、 溶接中に溶接ビー ド前方の開先が開く場合であり、 これは溶接熱に より開先が溶接線方向に熱膨張することにより生じる。 この変形は- 被溶接鋼板が溶接アークを中心に回転しているように変形するため- 回転変形と呼ばれている。 なお、 終端割れはこの回転変形が原因と なつて生じる割れである。
これに対し、 面外変形とは溶接変形が平面内には納ま らない場合 であり、 代表的例を第 5図 （ b ) に示す。 これは、 板表面と板裏面 の変形量が異なることにより生じ、 第 5図 （ b ) の例では板が角変 形やたわみを起こ した場合を示している。
2電極以下の板継ぎ溶接の場合、 各電極の入熱量が大き くなりそ れだけ各電極からの溶着金属も増加する。 そのため、 3電極以上の 板継ぎ溶接と比較して、 表面と裏面の溶接ビー ド幅の差や溶接部の 余盛りが大き く なる傾向にあり、 これが面外変形を発生する要因の —つとなってく る。 本発明者らは、 パラメーター Pおよび P t abを本 発明のある範囲にしたとしても、 電極数が 2電極以下の場合、 面内 変形は低減できるものの、 面外変形は低減できないこ とを見いだし た。 電極数を 3電極またはそれ以上にしたのは、 このような理由に よるものである。
次に、 溶接条件およびフラ ッ クスの限定理由について説明する。 まず、 第 1 電極および第 2電極については、 ごれら先行電極で裏 ビー ドを形成させることが実用上非常に重要な問題となってく る。 裏ビー ドを形成させるためにはキーホールの形成が不可欠である。 第 1 電極および第 2電極の電流値を 900 A以上にしたのは、 アーク 力を利用しキーホールを形成させるための最低値として設定したも のである。 また、 上限の 2400 Aは、 これ以上の電流を用いると溶 融プールが乱れてきて良好なビー ド形成ができなく なるためである, さらに、 第 3電極およびそれ以降の電極については、 これら後行電 極は表ビー ドを形成する役割を担っている。 この後行電極は先行電 極とは異なり、 裏ビー ドを形成させる必要はな く、 したがって、 キ 一ホールを形成させる必要もない。 そのため、 第 1 電極および第 2 電極より少ない電流値で良好なビ一 ド形成が可能となる。 なお、 第 3電極およびそれ以降の電極の上限 2400 Aについても、 第 1 およ び第 2電極の上限を設定した上述の理由と同じこ とによる。 作業上 は速度が速いほど有利である。 しかし、 あま り高速にすると溶接部 にアンダーカ ツ ト等の欠陥が生じてしま う。 溶接速度の上限 200cm /m i nは、 表ビー ドぉよび裏ビ一 ドに対し、 アンダーカ ツ ト等の欠陥 を生じさせない条件と して限定したものである。 下限値の設定には 二つの理由がある。 一つは、 電流値と して先行電極に 900 A以上、 後行電極に 600 A以上という制限をしているため、 溶接速度が 60 cm/m i nに満たない場合は、 溶接金属溶着量が多く なり過ぎるという 問題が生じるためである。 他の一つの理由は、 先行電極の裏ビー ド はァークカを利用する形成方法であるため溶接速度を速く しても充 分良好なビー ド形成が得られるこ とによる。 下限値の 60 cm/m i nは 以上の理由から限定した。 溶接速度は、 溶接入熱量に影響を及ぼす が、 入熱量を小さ くすれば、 パラ メーター P も必然的に小さ く なる < このこ とからも、 溶接速度に下限値を設けるこ とは実用上有効とな o
次に、 表および裏フ ラ ッ クスを限定した理由を説明する。
溶接変形は溶接条件で決定される ものであり、 フラ ッ クスの選択 には依存しない。 しかし、 本発明の溶接条件では、 第 1 電極および 第 2電極は電流の下限値が 900 Aであり、 かつ 2400 Aまで電流が 設定される。 このため、 このような高電流溶接ではフ ラ ッ クスは良 好な耐火性を持つ必要がある。 焼成型フラ ッ クスは良好な耐火性を 持っているので、 フラ ッ クスと してこれに限定した。 次に、 開先形状の限定理由について説明する。
片面板継ぎ溶接の変形は、 開先形状には実用上影響を受けない。 しかし、 良好な溶接ビー ドを形成させるための適正開先形状は存在 する。 第 7図に本発明で限定している Y、 V、 I および U開先は、 良好な片面板継ぎ溶接ビー ド形状を得るための開先である。 なお、 U開先については、 この図に限定されるものではなく ,、 改良された U開先も含まれる。 本発明では、 溶接変形を低減させ、 かつ良好な ビー ド形状を得るために開先形状を限定したものである。
また、 鋼材を限定した理由は以下のとおりである。
本発明は、 溶接変形を低減するこ とを主目的とするものであるた め、 被溶接鋼板の種類にかかわらず変形を低減する効果が期待でき る。 しかし、 鋼板の引張強度が 390 MPaに満たない鋼材は現在の溶 接構造物として強度が充分でないため、 下限値をこの強度以上とし た。 また、 引張強度の上限値を 780 MPaとしたのは、 これ以上の引 張強度を有する鋼板の場合では、 片面板継ぎ溶接を行う と溶接部の 靭性の劣化等が問題となる可能性があるため、 溶接部の信頼性を確 保する上でこの上限値に限定した。
さらに、 板厚については、 板厚が 8關に満たない場合の片面板継 ぎ溶接は、 実用上ほとんど存在しない。 したがって、 板厚の下限値 を 8 mmとした。 また、 板厚の上限値を 50 mmとした理由は、 これ以 上の板厚を片面板継ぎ溶接しょう とした場合、 各電極の電流値が過 大になり、 良好な溶接ビー ド形状が得られなくなる可能性がある。 板が厚い分必要な溶着金属が多くなるため溶接速度が遅くなり、 効 率的溶接施工が出来なくなる。 さらにはこれらの理由により過大入 熱量を被溶接鋼板に投入する結果となり、 靭性の劣化などの問題も 生じてく ることになる。
以上の溶接条件に限定することによって、 パラメーター Pを低く 7 抑え、 すなわち溶接変形を低減し、 かつ良好なビー ド形状を有する 溶接継手を、 溶接速度が 60 〜200 cm/minの範囲なる比較的高い溶 接施工効率が得られる。 実施例
本発明の実施例を第 2図、 第 3図に示す実験装置を用いて説明す る。 すなわち、 図に示すように溶接台 9に取付けられた 2対のおさ え具 8により、 片面板継ぎ溶接する 2枚の被溶接鋼板 1， 1 ' を突 き合わせ固定し、 更に被溶接鋼板 1 , 1 ' の突き合わせ部側端をタ ブ板 4で固定できるようにしており、 被溶接鋼板 1 , 1 ' の突き合 わせ端に形成した開先部に予め仮付け溶接して被溶接鋼板 1 , I ' を仮付け後、 第 2図では 4つの電極 2 a〜 2 dの場合のものである が、 1電極〜 6電極を用いて矢印方向に片面板継ぎ溶接を行つた.。 第 3図において 14はエアホースであり、 エア圧で鋼裏当金 15の押圧 力を調整 （位置調整） し、 被溶接鋼板の支持機能を付与するこ とも できる。
こ こで用いる溶接装置としては、 例えば 4電極の場合では 4つの 溶接電極 2 a, 2 b , 2 c, 2 dにそれぞれ溶接電源 11 a , lib, 11c , lidを接続し、 これらの溶接電源 lla〜lldは溶接条件制御 装置 12とパラメーター演算装置 13に接続し、 予め測定して得た仮付 けビー ドの最大高さ H、 第 i番目の電極の電流、 電圧、 溶接速度か ら前記 （ 1 ) 式により求められる入熱量 Qi、 第 1電極から第 i番目 の電極までの距離いおよび定数 kを用いて前記 （ 2 ) 式により計算 されるパラメーター Pを用い、 Hを被溶接鋼板の板厚の半分以下に し、 Pの値が 0.14以下になるように前記各溶接電極における電流、 電圧、 溶接速度、 電極間距離など溶接条件を決定するようにした。
なお、 タブ板 4を用いる場合は、 タブ板 4は被溶接鋼板 1 , 1 ' の突き合わせ側端部に予め溶接により仮付けされるが、 この場合に は被溶接鋼板 1 , 1 ' との突き合わせ部の仮付けビー ドの最大高さ Hと、 タブ板の厚さと、 タブ板と被溶接鋼板間の仮付けビー ドの高 さのうち最大値を Htとして前記 Qi, Liおよび定数 kを用いて前記 ( 3 ) 式により計算されるパラメ一ター Ptabを用い、 Hおよび Htを 被溶接鋼板の半分以下にし、 Pの値が 0.26以下、 Ptabの値が 0.009 以上になるように各溶接電極における電流、 電圧、 溶接速度、 電極 間距離など溶接条件を決定した。
第 1表および第 2表に、 本実験例で用いた電流 I 、 電圧 E、 溶接 速度 V、 電極間距離 Lなど溶接条件、 板厚、 突き合わせ開先内の仮 付けビー ド高さの最大値 H、 溶接条件により計算されるパラメ一夕 - P ( ( 2 ) 式） 、 および開先形状を示している。 定数 kは、 10, 50, 150 の 3種類選定した。 第 1 表および第 2表にある開先形状の 開先角度 0およびルー トフヱイス Rfは第 1 図に示されている 0 , Rf に対応する。 なお被溶接鋼板 1， 1 ' をタブ板 4で拘束する場合は- 第 2図、 第 3図に示すようにタブ板 4 と被溶接鋼板 1 ， 1 ' を溶接 し、 拘束しない場合はタブ板 4 と被溶接鋼板 1 , 1 ' の間に力 ッ ト ワイヤを散布した。
第 1 表および第 2表の各条件で片面板継ぎ溶接を実施後の被溶接 鋼板について 3つの変形量を測定した。 すなわち、 溶接中の面内変 形、 溶接終了後残留する横収縮および角変形である。 溶接中の面内 変形量は、 第 2図に示すように、 被溶接鋼板 1 の終端部、 開先中央 より 20匪離れたところから変形測定用の長さ 300隱の板 5を取り付 け、 この板の変形をダイヤルゲージ 3にて測定した。 そして、 第 1 電極 2 aが、 終端部から 50讓手前に来たときの変形量を測定値と し た。 溶接終了後の残留変形量のうち横収縮に関しては、 終端部から 50mm手前で開先中央から左右 50腿離れたところにコンタク トポール 6を予め取り付けておき、 その間の溶接前後の距離の差として測定 した。 角変形量は、 溶接終了後、 被溶接鋼板の角度を角度計にて測 定し、 溶接前の角度の差として決定した。 第 3表および第 4表には これらの 3種の変形量測定結果を従来法と比較例と共に示している,
第 1表 溶接条件
Figure imgf000021_0001
注） 1 E 2 E, 3 E, 4 E, 5 E, 6 E ：それぞれ第 1電極、 第 2電極、 第 3電極、 第 4電極、 第 5 電極、 第 6電極を示す。
第 2表 溶接条件
電極 間 距 離 ( nun ) 開 先 形 状 Η P
番号
し 2 L 3 L 4 し 5 し 6 Θ (° ) Rf (隨） 1, mm ) k = 10 k = 50 k = 150
1 30 ― ― ― 60 3 3 0. 108 0. 0274 0. 0102
2 30 150 ― ― ― 60 3 3 0. 0952 0. 0266 0. 0109
3 30 230 260 一 ― 50 3 3 0. 0749 0. 0207 0. 0086
4 35 ― ― 60 3 3 0. 1692 0. 0426 0. 0160
5 30 230 260 ― 50 3 3 0. 0829 0. 0229 0. 0095
6 35 155 ― ― 60 3 3 0. 1705 0. 0476 0. 0195
7 30 230 260 — ― 50 3 3 0. 1002 0. 0276 0. 0114
8 35 155 ― ― 50 3 3 0. 1957 0. 0537 0. 0222
9 30 230 260 ― ― 50 3 3 0. 1356 0. 0386 0. 0165
10 30 230 260 420 450 50 3 3 0. 1266 0. 0371 0. 0164
11 30 O o ― ― 50 5 3 0. 1520 0. 0421 0. 0174
12 35 155 ― ― 50 5 3 0. 2254 0. 0638 0. 0265
13 30 210 240 一 ― 50 5 3 n 171 /1 f Ut. ( U) 4A 0Q 0 U . U乙 U 0
14 30 230 260 420 450 45 5 3 0. 1507 0.0440 0. 0194
1 Ό Ό 155 c on U 0 O Q 0. 2814 0. 0798 0. 0333
16 30 210 240 40 5 3 0. 1787 0. 0539 0. 0241
17 30 210 240 400 430 40 5 3 0. 1769 0. 0526 0. 0234
18 35 155 45 6 3 0. 3650 0. 1021 0. 0425
19 30 210 240 40 7 3 0. 2406 0. 0705 0. 0308
20 30 210 240 400 430 35 6 3 0. 1951 0.0584 0. 0264
21 30 150 45 6 3 0. 4305 0. 1268 0. 0535
22 30 210 240 35 7 3 0. 3134 0. 0914 0. 0396
23 30 210 240 400 430 35 6 3 0. 2196 0. 0673 0. 0312
24 30 210 240 40 5 5 0. 1072 0. 0323 0. 0145
25 30 210 240 400 430 40 5 5 0. 1061 0.0316 0. 0141
26 30 210 240 400 430 35 6 5 0. 1171 0.0350 0. 0158 注） L 2 , L 3， L 4 , L 5 , L 6 : それぞれ第 1 電極から、 第 2電極、 第 3電極、 第 4電極、 第 5電極、 第 6電極までの距離を表す。
開先形状の 0、 Rfは第 1 図に示されている開先角度、 ルー トフ ェイスを表す。 Pは 2式よ り計 算された値を示す。
Hは、 終端から、 あるいは終端部に最も近い仮付けビ一 ド 50mの範囲におけるビー ド高さの最 大' を示 。
第 3表 溶接変形測定実施例
Figure imgf000023_0001
第 4表 溶接変形測定実施例
Figure imgf000024_0001
タブ板 4 の拘束がなく ガスバーナー加熱もない Να 1 〜 Νοι 16では、 パラメ一夕一 Ρが 0.14以下では溶接中変形量が 1.00mm以下に抑えら れているこ とが示されている。 P力 0. 140より大きい Να 8 、 Να 9で はいずれも溶接中変形量が 1.00腿よ り大きい。 Να 8、 Να 9 に第 2図 の 7の位置でガスバーナー加熱をする従来法 Να17、 Ndl8では、 バー ナー加熱するこ とで溶接中変形量が 1.00匪以下になる。 本発明例は 溶接中変形量は全て従来法同様 1.00mm以下に抑えられている。 なお Pが大きい Να12、 Νοι13では溶接中変形量も 3.25mm、 2.55mmと大き く これにバーナー加熱をする Να19、 Noi20でも 1.00mm以下にはならない, Να12. Να13ではタブ板の拘束が大きい Να38、 Να39の従来法にするこ とによりはじめて 1.00mm以下に抑えられる。 しかし、 Pを低く した Να ΐ の場合、 溶接中変形量は抑えられているが、 2電極溶接のため 角変形量が 0.12rad と大き く なる。 本発明例は角変形量は従来法と 同様全て 0. lOrad より小さい。
夕ブ板からの拘束がある Na21〜Na39では、 Ρが 0.26以下の場合、 タブ板の拘束が低い Ptabが 0.009以上でも充分変形量が小さい。 し かし、 Pが 0.26以下で Ptabが 0.009以上を満たす Να21については 2 電極溶接のため角変形量が 0.11rad と大きい。 Pが 0.26より大きい Να30、 Να33、 Να34の場合は、 溶接中変形量が 1.00讓以下に抑えられ ているものの横収縮量は 0.63隨、 0.75匪、 0.65匪といずれも 0.60匪 より大きい。 横収縮については、 本発明例では従来法と同様全て 0.60mm以下であり、 タブ板からの拘束を大き く した従来法の ffo 37、 Να38、 Να39の場合より相対的に小さ くするこ とができる。
以上のように、 本発明は従来法と同様に溶接変形を低減できるこ とがわかる。
本発明により、 これまで広く信じられてきた、 片面板継ぎ溶接に おける溶接変形をガスバーナー加熱やタブ板からの高拘束を行わな く とも、 溶接条件を Pおよび P t abが所定の範囲になるように選択す るこ とにより低減するこ とができ、 板継ぎ溶接時の作業効率向上、 溶接装置の負荷低減など、 期待される有用性はきわめて大である。

Claims

1. 被溶接鋼板を突き合わせ、 開先内に仮付けビー ドを形成し仮 付け固定後、 電極を 3電極以上とする片面板継ぎ溶接において、 各 電極に対し溶接進行と逆方向から数えて第 i番目の電極の電流、 電 圧、 溶接速度から下記 （ 1 ) 式により計算される入熱量を Qi (k.I/ mm) とし、 第 1電極から第 i番目の電極までの距離を Li ( 画 ） と し 突き合わせ開先内の仮付けビー ド高さの最大値を H (腿 ） とし、 こ 請
れら Qi, Li, Hおよび定数 kを用い、 Hを被溶接鋼板の板厚の半分 以下とし下記 （ 2 ) 式により計算されるパラメ一ター Pを用い、 溶 の
接中の変形応力を推定し、 変形許容限界になるように前記各電極に おける溶接条件を決定することを特徴とする片面板継ぎ溶接時の溶 接変形低減方法。
Qi = Ii X Ei X 6十 Vi ( 1 ) 式
(但し、 Ii 第 i番目の電極の電流 （A)
Ei 第 i番目の電極の電圧 （V)
Vi 第 i番目の電極の溶接速度 （cm 'min
Qi
P - ( 2 ) 式
H 1 Li + k
(Li ： 第 1電極と第 i電極間の距離 （ 匪）
但し、 = 0、 n ： 電極数、 k ： 正の定数）
2. パラメーター Pを計算する前記 （ 2 ) 式の kの値を 1 0 15 0 の範囲で選定し、 かつ Pの値が 0.14以下になるように各電極の溶 接条件を決定する請求の範囲 1記載の片面板継ぎ溶接時の溶接変形 低減方法。
3. 被溶接鋼板を突き合わせ、 開先内に仮付けビー ドを形成し仮 付け固定後、 更にタブ板を被溶接板終端部に溶接仮付けして固定後 電極を 3電極以上とする片面板継ぎ溶接において、 前記 （ 1 ) に記 載された Qi, Li, Hおよび定数 kを用い、 Hを被溶接鋼板の板厚の 半分以下とし下記 （ 2 ) 式により計算されるパラメーター Pおよび タブ板の厚さまたはタブ板と被溶接鋼板の間の仮付けビ一 ド高さの うち小さい方の値を Ht (mm) とし、 かつ、 前記 ， いおよび定数 k と Htを用い、 Htを被溶接鋼板の板厚の半分以下とし下記 （ 3 ) 式に より計算されるパラメ一夕一 Ptabを用い、 溶接中の変形応力を推定 し、 変形許容限界になるように前記各電極における溶接条件を決定 するこ とを特徴とする片面板継ぎ溶接時の溶接変形低減方法。
1 n Qi
P = —— ∑ · ( 2 ) 式
H i =l Li + k
(Li 第 1電極と第 i電極間の距離 （ 画）
但し、 = 0、 n ： 電極数、 k:正の定数）
1 n Qi
Ptab: ∑ · ( 3 ) 式
Ht い 1 Li + k
(Li 第 1電極と第 i電極間の距離 （ 腿 ）
但し、 L,= 0、 n ： 電極数、 k:正の定数）
4. パラメ一ター Pを計算する前記 （ 2 ) 式およびパラメ一夕一 Ptab を計算する （ 3 ) 式の kの値を 1 0〜150 の範囲で選定し、 かつ Pの値が 0.26以下、 Ptabの値が 0.009 以上になるように各電極 の溶接条件を決定する請求の範囲 3に記載の片面板継ぎ溶接時の溶 接変形低減方法。
5. 各電極の電流が 2400 A以下、 第 1、 第 2電極の電流が 900 A以上で第 3電極およびそれ以降の電極の電流が 600 A以上になる ように設定し、 かつ溶接速度が 60 cm/min以上 200 cm/min 以下に なるように溶接条件を設定し、 焼成型の表および裏フラ ッ クスを用 いた多電極サブマージアーク溶接である請求の範囲 1から 4のいず れかに記載の片面板継ぎ溶接時の溶接変形低減防止方法。
6. 開先形状として、 Y開先、 I 開先、 V開先または U開先の片 面板継ぎ溶接である請求の範囲 1 から 5のいずれかに記載の片面板 継ぎ溶接時の溶接変形低減防止方法。
7. 引張強度が 390 MPa以上、 780 MPa 以下であり、 板厚が 8mm 以上、 50 mm 以下である鋼板の片面板継ぎ溶接である請求の範囲 1 から 6のいずれかに記載の片面板継ぎ溶接時の溶接変形低減防止方 法。
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