WO2013073565A1 - 厚鋼板の高能率溶接方法 - Google Patents

厚鋼板の高能率溶接方法 Download PDF

Info

Publication number
WO2013073565A1
WO2013073565A1 PCT/JP2012/079492 JP2012079492W WO2013073565A1 WO 2013073565 A1 WO2013073565 A1 WO 2013073565A1 JP 2012079492 W JP2012079492 W JP 2012079492W WO 2013073565 A1 WO2013073565 A1 WO 2013073565A1
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
welding
less
electrode
groove
flux
Prior art date
Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
Ceased
Application number
PCT/JP2012/079492
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
児嶋　一浩
野瀬　哲郎
井上　裕滋
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
Nippon Steel Corp
Original Assignee
Nippon Steel and Sumitomo Metal Corp
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by Nippon Steel and Sumitomo Metal Corp filed Critical Nippon Steel and Sumitomo Metal Corp
Priority to JP2013513458A priority Critical patent/JP5403186B2/ja
Priority to ES12849423.4T priority patent/ES2619031T3/es
Priority to EP12849423.4A priority patent/EP2767361B1/en
Priority to DK12849423.4T priority patent/DK2767361T3/en
Priority to CN201280055656.2A priority patent/CN103945973B/zh
Priority to KR1020147012385A priority patent/KR101472722B1/ko
Publication of WO2013073565A1 publication Critical patent/WO2013073565A1/ja
Anticipated expiration legal-status Critical
Ceased legal-status Critical Current

Links

Images

Classifications

    • 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
    • B23K9/18—Submerged-arc welding
    • B23K9/186—Submerged-arc welding making use of a consumable electrodes
    • B23K9/188—Submerged-arc welding making use of a consumable electrodes making use of several electrodes
    • 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
    • B23K35/00—Rods, electrodes, materials, or media, for use in soldering, welding, or cutting
    • B23K35/22—Rods, electrodes, materials, or media, for use in soldering, welding, or cutting characterised by the composition or nature of the material
    • B23K35/24—Selection of soldering or welding materials proper
    • B23K35/30—Selection of soldering or welding materials proper with the principal constituent melting at less than 1550°C
    • B23K35/3053—Fe as the principal constituent
    • 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
    • B23K35/00—Rods, electrodes, materials, or media, for use in soldering, welding, or cutting
    • B23K35/22—Rods, electrodes, materials, or media, for use in soldering, welding, or cutting characterised by the composition or nature of the material
    • B23K35/24—Selection of soldering or welding materials proper
    • B23K35/30—Selection of soldering or welding materials proper with the principal constituent melting at less than 1550°C
    • B23K35/3053—Fe as the principal constituent
    • B23K35/3093—Fe as the principal constituent with other elements as next major constituents
    • 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
    • B23K35/00—Rods, electrodes, materials, or media, for use in soldering, welding, or cutting
    • B23K35/22—Rods, electrodes, materials, or media, for use in soldering, welding, or cutting characterised by the composition or nature of the material
    • B23K35/36—Selection of non-metallic compositions, e.g. coatings or fluxes; Selection of soldering or welding materials, conjoint with selection of non-metallic compositions, both selections being of interest
    • B23K35/3601—Selection of non-metallic compositions, e.g. coatings or fluxes; Selection of soldering or welding materials, conjoint with selection of non-metallic compositions, both selections being of interest with inorganic compounds as principal constituents
    • B23K35/3602—Carbonates, basic oxides or hydroxides
    • 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
    • B23K35/00—Rods, electrodes, materials, or media, for use in soldering, welding, or cutting
    • B23K35/22—Rods, electrodes, materials, or media, for use in soldering, welding, or cutting characterised by the composition or nature of the material
    • B23K35/36—Selection of non-metallic compositions, e.g. coatings or fluxes; Selection of soldering or welding materials, conjoint with selection of non-metallic compositions, both selections being of interest
    • B23K35/3601—Selection of non-metallic compositions, e.g. coatings or fluxes; Selection of soldering or welding materials, conjoint with selection of non-metallic compositions, both selections being of interest with inorganic compounds as principal constituents
    • B23K35/3607—Silica or silicates
    • 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
    • B23K35/00—Rods, electrodes, materials, or media, for use in soldering, welding, or cutting
    • B23K35/22—Rods, electrodes, materials, or media, for use in soldering, welding, or cutting characterised by the composition or nature of the material
    • B23K35/36—Selection of non-metallic compositions, e.g. coatings or fluxes; Selection of soldering or welding materials, conjoint with selection of non-metallic compositions, both selections being of interest
    • B23K35/3601—Selection of non-metallic compositions, e.g. coatings or fluxes; Selection of soldering or welding materials, conjoint with selection of non-metallic compositions, both selections being of interest with inorganic compounds as principal constituents
    • B23K35/361—Alumina or aluminates
    • 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
    • B23K35/00—Rods, electrodes, materials, or media, for use in soldering, welding, or cutting
    • B23K35/22—Rods, electrodes, materials, or media, for use in soldering, welding, or cutting characterised by the composition or nature of the material
    • B23K35/36—Selection of non-metallic compositions, e.g. coatings or fluxes; Selection of soldering or welding materials, conjoint with selection of non-metallic compositions, both selections being of interest
    • B23K35/362—Selection of compositions of fluxes
    • 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
    • B23K9/23—Arc welding or cutting taking account of the properties of the materials to be welded
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/02—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing silicon
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/04—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing manganese
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/08—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing nickel
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/12—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing tungsten, tantalum, molybdenum, vanadium, or niobium
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/14—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing titanium or zirconium

Definitions

  • the present invention relates to a welding technique capable of efficiently welding a foundation portion of a wind power generation facility installed in a cold region.
  • Steel materials having a tensile strength of 450 MPa or more and 650 MPa or less are often used, and in particular, thick steel plates having a tensile strength of 480 MPa or more and 620 MPa or less are often used.
  • Economic rationality is important for whether wind power generation will become widespread in the future. From this point of view, it is an important issue to reduce the construction cost in the foundation of wind power generation, and it is required to weld such a thick steel plate with high efficiency in the field of welding.
  • Patent Document 1 discloses a submerged arc welding method capable of welding a thick steel plate having a thickness of 70 mm with one layer on one side.
  • this method is single-sided welding, the groove cross-sectional area is very wide and the welding heat input is very high at 780 kJ / cm.
  • the toughness of the weld metal is not disclosed, but it is considered that it corresponds to the toughness at 0 ° C. considering that it is for architectural use, and is not suitable for use in cold regions.
  • Patent Document 2 the building is subjected to large heat input submerged arc welding for box columns.
  • the Charpy test of the weld metal is only evaluated at ⁇ 5 ° C., and it is presumed that the heat input is excessive because it is a single-sided weld as in Patent Document 1.
  • the groove cross-sectional area In order to ensure the toughness of the weld metal, it is effective not to use unnecessarily large heat input by making the groove cross-sectional area as narrow as possible. In order to suppress the groove cross-sectional area, it is possible to suppress the groove cross-sectional area by processing the groove from both the front and back sides of the steel material, such as the X groove, rather than processing the groove from one side. The following is known as a technique related to the double-sided single-layer welding method using such an X groove.
  • Patent Document 3 discloses the examination results up to a plate thickness of 38 mm as a method for producing a welded steel pipe by double-sided single-layer welding.
  • a plate thickness of 50 mm is studied by double-sided single-layer welding.
  • Patent Document 4 is also insufficient knowledge.
  • patent document 5 it is supposed that the technique which can weld a plate
  • knowledge up to 31.8 mm and is not knowledge applicable to the field of wind power generation.
  • FIG. 1 An example of the waveform of the rectangular wave AC welding current output by such a power supply is shown in FIG.
  • the welding current has a plus part and a minus part.
  • the positive polarity reverse polarity
  • the negative polarity positive polarity
  • the current waveform size a, b and width (period) c, d can be freely changed, by changing the size of the plus portion and minus portion, The penetration depth or the amount of welding can be adjusted.
  • Patent Document 7 discloses one-layer one-pass welding based on multi-layer welding. However, it is not a welding method in which an extremely thick steel plate is applied with high efficiency by high heat input welding, and knowledge that can drastically improve the welding efficiency of an extremely thick steel plate such as wind power generation cannot be obtained from Patent Document 7.
  • each groove is only one layer, one pass, ie, one side, by multi-electrode submerged arc welding.
  • welding by a pass it is not known what type of molten material and welding conditions are preferable from the viewpoint of improving the wire feed speed and suppressing the heat input.
  • Japanese Unexamined Patent Publication No. 9-206946 Japanese Patent Laid-Open No. 9-277083 Japanese Unexamined Patent Publication No. 2009-241128 Japanese Unexamined Patent Publication No. 2009-195957 Japanese Unexamined Patent Publication No. 2004-143556 Japanese Unexamined Patent Publication No. 2005-193299 Japanese Unexamined Patent Publication No. 2011-200920
  • the present invention provides a submerged arc welding method that can weld a X-groove of a thick steel plate with high efficiency using a welding power source capable of controlling the output waveform, and can obtain a weld metal having excellent toughness even at low temperatures. This is the issue.
  • the inventors of the present invention examined welding conditions that can increase the wire feed speed with the same welding current when welding the groove in one pass by multi-electrode submerged arc welding using a welding power source capable of controlling the output waveform. .
  • a welding power source capable of controlling the output waveform.
  • the submerged arc welding method includes a processing step of machining an X groove into a pair of steel materials having a plate thickness of more than 50 mm and 100 mm or less; A multi-electrode submerged arc welding of at least 6 electrodes and at most 6 electrodes, and a welding step in which one pass is welded from the front and back surfaces using a flux.
  • the welding current of the first electrode is The welding current of the other electrodes is welded as an alternating current with a waveform ratio of 70% or more or a negative direct current, and the flux is the same as that of the flux.
  • the mass ratio with respect to the total mass includes Al 2 O 3 : 10% or more and 50% or less, SiO 2 : 16% or more and 30% or less, and MgO, TiO 2 , CaF 2 and MnO. 1 type or more in total containing 10% or more and 60% or less, limiting the MgO to 40% or less, limiting the TiO 2 to 20% or less, limiting the CaF 2 to 30% or less, Limit MnO to 20% or less.
  • the welding current of the first electrode may be 2500 A or more.
  • a plurality of groove shapes formed between the pair of steel materials, the height of the root face is 5 mm or more, and 25% of the plate thickness It may be the following.
  • a groove angle of the X groove may be 30 ° or more and 50 ° or less.
  • a groove angle of the X groove may be 30 ° or more and 50 ° or less.
  • a weld metal that can weld the X groove of the thick steel plate with high efficiency and is excellent in toughness even at low temperatures can be obtained.
  • the basic part of the wind power generation facility can be manufactured efficiently, which can greatly contribute to the spread of renewable energy.
  • the inventors of the present invention use a welding power source capable of controlling the output waveform to open the front and rear surfaces of the X-groove of the thick steel plate by multi-electrode submerged arc welding (hereinafter, submerged arc welding is abbreviated as SAW).
  • SAW multi-electrode submerged arc welding
  • the present inventors conducted the following experimental investigation on the components of the flux.
  • the SAW flux is formed by blending various substances such as oxides and fluorides.
  • the flux composed of each substance alone is subjected to an experiment, and the influence on the wire feeding speed is examined. investigated.
  • Submerged arc welding was performed using a rectangular wave AC welding current as shown in FIG. The result is shown in FIG.
  • the waveform ratio used in FIG. 1 is a positive / negative area ratio of alternating current as shown in Equation 1 and FIG. 2, where the positive area is P and the negative area is N.
  • the numerical value represented by N / (N + P) is converted to%.
  • a waveform ratio of 0% means a direct current plus, and a waveform ratio of 100% means a direct current minus.
  • Waveform ratio area N / (area N + area P) (1)
  • the flux design guideline for increasing the wire feed rate and increasing the welding amount contains Al 2 O 3 and SiO 2 as essential components, and includes MgO, TiO 2 and CaF 2. , Was found to contain selectively MnO.
  • each component was examined and determined as follows.
  • the contents of essential substances Al 2 O 3 and SiO 2 are mass% with respect to the total mass of the flux (hereinafter, all components of the flux are expressed in mass% with respect to the total mass of the flux), and Al 2 O 3 is 10%. more, 50% or less, SiO 2 of 16% or more was 30% or less.
  • the lower limit values of 10% and 16% of Al 2 O 3 and SiO 2 were defined because the effect of increasing the wire feeding speed was not clearly exhibited at a lower content.
  • the lower limit of Al 2 O 3 may be 15%, 20%, 25%, or 30%, and the lower limit of SiO 2 may be 18% or 20%.
  • the upper limit if Al 2 O 3 is contained in an amount exceeding 50%, the amount of Al in the weld metal 8 becomes excessive and low temperature toughness cannot be secured, so the upper limit was set to 50%.
  • the upper limit may be limited to 47%, 45% or 40%.
  • the upper limit In SiO 2 , if the content exceeds 30%, the oxygen content of the weld metal 8 becomes excessive and it is difficult to ensure low temperature toughness, so the upper limit was made 30%. In order to improve low temperature toughness, the upper limit may be limited to 28% or 26%.
  • SiO 2 is contained in an amount of 22% or more, the effect of improving the wire feeding speed when the waveform ratio is increased by the combined action of Al 2 O 3 and SiO 2 becomes even more preferable.
  • FIG. 5 shows the experimental results regarding the combined action of Al 2 O 3 and SiO 2 for the effect of improving the wire feed speed when 38% Al 2 O 3 is contained.
  • the total amount of Al 2 O 3 and SiO 2 may be limited to 30% or more and 80% or less.
  • the lower limit of the total amount of Al 2 O 3 and SiO 2 may be set to 35%, 40% or 45%, and the upper limit of the total amount is set to 75%, 70% or 68%. Also good.
  • the flux used in the present invention is further made of MgO, TiO 2 , CaF 2 , MnO as one or more selected materials, MgO: 40% or less, TiO 2 : 20 %, CaF 2 : 30% or less, and MnO: 20% or less, the total of these selected substances must be contained in the range of 10% or more and 60% or less.
  • These materials are less effective in improving the wire feed speed than Al 2 O 3 and SiO 2 , but there is no adverse effect of decreasing the wire feed speed when the waveform ratio is increased like ZrO 2 , and slag It is necessary to contain an appropriate amount from the viewpoint of optimizing the fluidity and viscosity of the. From the viewpoint of optimizing the fluidity and viscosity of the slag, the lower limit of the total amount of these selected substances may be 13%, 15% or 20%, and the upper limit of the total amount may be 55%, 50% or 45%. Good.
  • the upper limit of TiO 2 and MnO may be limited to 15% or 10%, respectively.
  • the upper limit of CaF 2 may be limited to 25%, 20%, or 15%.
  • the total content of these selected substances when the total content of these selected substances is less than 10%, since the effect of slag fluidity and viscosity optimization is not clear, undercut is likely to occur, so the lower limit is 10% did.
  • the total content of these selected substances may be 13% or more, 16% or more, or 20% or more. If the content exceeds 60%, the arc becomes unstable and poor fusion tends to occur. Therefore, the total content is set to 60% or less. In order to prevent poor fusion, the total content of these selected substances may be limited to 55% or less, 50% or less, or 45% or less.
  • the component generally used as a flux component for SAW can be contained suitably.
  • metal powders such as Si, Mn, Al, Ti, Mo, Cu, Ni, Cr, and V may be contained in the flux for the purpose of adjusting the components of the weld metal 8. These contents can be appropriately adjusted with reference to the above-mentioned patent documents.
  • iron powder in the flux for the purpose of increasing the amount of welding and stabilizing the arc.
  • the iron powder content is preferably 10% or more and 40% or less. If added in a large amount, the arc is likely to be unstable, and the arc is likely to be interrupted during welding. Therefore, the upper limit of the content may be 30%, 20%, or 15% or less as necessary.
  • Patent Document 6 describes an example in which direct current is used for the first electrode 1 in order to obtain a necessary penetration depth.
  • 6A shows the penetration shape of the weld metal 8 obtained as a result of performing double-sided one-pass SAW of the X groove with the first electrode 1 as a direct current plus.
  • the groove angle was set to 30 ° from the viewpoint of heat input suppression, but the arc could be disturbed due to the effect of residual magnetism of the steel material, and the case where the center of the penetration shape of the weld metal 8 did not coincide on the front and back surfaces was observed. .
  • this method is considered to be an effective method in the case of single-sided welding that requires deep penetration, and is difficult to apply in double-sided welding with an X groove, which is not practical.
  • the penetration shape of the weld metal 8 when an AC welding current having a waveform ratio of 60% between the plus part and the minus part is applied to the first electrode 1 is shown in FIG. 6B.
  • the penetration depth is smaller than when the first electrode 1 is a DC plus.
  • the bead width is increased and the center of the weld metal 8 on both sides of the front and back surfaces is shifted, poor fusion hardly occurs, and it has been found that this waveform control is preferable.
  • the arc may become unstable due to the effect of high residual magnetism, and thus is excluded from the scope of the present invention.
  • the welding current waveform of the first electrode 1 is preferably a welding current waveform that has an effect of improving the wire feed speed and can easily avoid poor fusion even in a narrow groove.
  • an alternating current having a waveform ratio of 60% or more and 90% or less was set as a condition.
  • the lower limit of the waveform ratio may be 65%, 68%, or 71%
  • the upper limit of the waveform ratio may be 85%, 82%, or 78%. Data obtained by verifying this in more detail is shown in FIGS. In the groove of FIG.
  • the conditions of the first electrode 1 were set to 2500 A and 35 V, the second electrode 2 and subsequent electrodes were fixed at 1500 A and 40 V, and the waveform ratio was fixed at 90%, and an arc was generated under welding conditions of 50 cm / min. .
  • the weld length of 5 m was produced by changing the waveform ratio of the first electrode 1, and 50 macro sections were cut out at intervals of 10 cm to confirm the presence or absence of poor fusion at the root face (root surface) portion.
  • the evaluation was 1/50 if there was one fusion failure in 50 macros, and was evaluated as a fusion failure occurrence rate of 2%. From FIG. 7 to FIG.
  • the waveform ratio of the first electrode 1 is 60% or more and 90% or less, and the fusion failure occurrence rate is suppressed. It has been confirmed. Further, the second electrode 2 and the subsequent electrodes do not have a great influence on the penetration shape of the weld metal 8, and it is only necessary to consider the improvement of the wire feed speed. Therefore, the waveform ratio is 70 for all the electrodes 7 after the second electrode 2. % Or more (including DC minus with a waveform ratio of 100%). In order to improve the wire feeding speed, the waveform ratio may be 75% or more, 80% or more, or 85% or more.
  • the number of electrodes used for welding is 2 or more and 6 or less from the viewpoint of ensuring a certain degree of productivity (welding speed) and avoiding excessively complicated equipment configuration.
  • the number of electrodes may be three electrodes or four or more, or the thickness of the steel material may be 55 mm or more, 60 mm or more, or 65 mm or more.
  • FIGS. The results of detailed investigations regarding the waveform ratio after the second electrode 2 are shown in FIGS.
  • the groove of FIG. 10 was used for 6-electrode welding
  • the groove of FIG. 14 was used for 4-electrode welding
  • the groove of FIG. 15 was used for 2-electrode welding.
  • the conditions of the first electrode 1 were 2500 A, 35 V, and the waveform ratio was 70%.
  • the waveform ratio was changed at 1800A and 40V.
  • the welding speed was 50 cm / min.
  • a welding length of 5 m was produced by changing the waveform ratio, and 50 macro sections were cut out at intervals of 10 cm to confirm the presence or absence of underfill. Evaluation was performed by the ratio of the macro test piece in which underfill occurred. For example, if there is one underfill in 50 macros, it was evaluated as an underfill occurrence rate of 2%. From FIG. 11 to FIG. 13, it was confirmed that the underfill decreased as the waveform ratio increased, and that the required amount of welding could be obtained without changing the heat input.
  • the electrodes 7 are arranged at the center of the groove width with the interval between the electrodes 7 being 70 mm as shown in FIG.
  • the first electrode angle is 10 °
  • the second electrode angle is 7 °
  • the third electrode angle is 4 °
  • the fourth electrode angle is 4 °
  • the fifth electrode angle is 5 °.
  • the angle of the electrode was 7 °
  • the angle of the sixth electrode (final pole) was 10 °.
  • the range of application of the steel plate thickness according to the present invention as described above is set to more than 50 mm and not more than 100 mm in consideration of the steel plate thickness used for the foundation portion of the wind turbine of the wind power generator. Since the effect of the present invention can be exhibited particularly by welding of steel materials having a plate thickness of more than 50 mm, the lower limit is set to more than 50 mm. However, if the plate thickness exceeds 100 mm, even if the present invention is applied, the heat input becomes excessive and the required toughness cannot be obtained.
  • the root face (specifically, the height of the root face) is preferably 5 mm or more and 25% or less of the plate thickness.
  • the reason for this is that if the height is 5 mm or less, there is a possibility that it is not possible to deal with misunderstandings from the viewpoint of work accuracy. If the height exceeds 25% of the plate thickness, the root face becomes excessively large, resulting in poor fusion. Is more likely to occur.
  • the height of the root face refers to the height of the root face in the thickness direction of the steel material. For example, in FIG. 10, the height of the root face is 14 mm.
  • the groove angle is preferably 30 ° or more and 50 ° or less from the viewpoint of suppressing heat input.
  • the X-groove is processed into a pair of steel materials having a plate thickness of more than 50 mm and 100 mm or less, and this is defined in the present invention when performing one-pass welding from the front and back surfaces by multi-electrode submerged arc welding.
  • the feasibility and effects of the present invention will be further described in the examples.
  • Table 1 shows the chemical composition of the steel material and the welding wire subjected to the test, and Table 2 shows the composition of the flux. A value of zero in Table 2 indicates that it is not intentionally contained.
  • Table 2 shows the composition of the flux. A value of zero in Table 2 indicates that it is not intentionally contained.
  • the groove shapes of the pair of steel materials are shown in FIGS. 10 and 14 to 18.
  • the welding of the pair of steel materials was performed by 1-pass welding on each surface by submerged arc welding of 2 to 6 electrodes using a welding power source capable of controlling the waveform of the welding current.
  • Tables 3 to 8 show welding conditions other than the waveform ratio, and Tables 9 to 13 show the waveform ratio of the welding current of each electrode 7.
  • Table 3 shows the plate thickness of 100 mm and 6 electrode welding conditions
  • Table 4 shows the plate thickness of 70 mm and 5 electrode welding conditions
  • Table 5 shows the plate thickness of 60 mm and 4 electrode welding conditions
  • Table 6 Are the plate thickness of 55 mm and 3 electrode welding conditions
  • Table 7 is the plate thickness of 51 mm and 2 electrode welding conditions
  • Table 8 is the plate thickness of 110 mm and 6 electrode welding conditions.
  • Each electrode 7 was disposed at the center of the groove width.
  • the produced weld metal 8 was cut out from the position shown in FIG. 19, and was cut into a component analysis sample, a JIS Z3111 A1 round bar tensile test piece (diameter: 12.5 mm, distance between gauge points (GL): 50 mm) and A V-notch test piece (10 mm full-size test piece) of JIS Z2242 was processed and used for the test.
  • Tables 15 to 19 show the results of determining these based on the pass / fail criteria in Table 14.
  • the Charpy impact test temperature was ⁇ 40 ° C.
  • Test numbers 100-1 to 100-37, Test numbers 70-1 to 70-37, Test numbers 60-1 to 60-37, Test numbers 55-1 to 55-37, Test numbers No. 51-1 to No. 51-37 are examples of the present invention, so that the height of the bead is appropriate, there is no poor fusion, no undercut occurs, and the weld metal 8 Good results were also obtained in strength and toughness.
  • Al 2 O 3 is 38% and SiO 2 is 22% or more.
  • the extra height was 4 mm or more, and a higher effect of increasing the welding amount was recognized.
  • test numbers 100-38, 70-38, 60-38, 55-38, 51-38 the waveform ratio of the welding current of the first electrode 1 is 50%, which is outside the scope of the present invention. Therefore, the width of the penetration shape of the weld metal 8 was narrowed, resulting in failure of fusion as shown in FIG. 6A.
  • test numbers 100-39, 70-39, 60-39, 55-39, and 51-39 a negative arc with a waveform ratio of 100% was used as the welding current for the first electrode 1, so that no arc occurred. A stable and proper weld metal 8 penetration depth could not be obtained, resulting in poor fusion, which was rejected.
  • No. 40 since there was an electrode 7 that deviated from the present invention with a welding current waveform ratio of 60% after the second electrode 2, the required welding amount could not be obtained, and the surplus height became negative. It was not possible to deposit the weld metal up to the surface of 9 and it was rejected.
  • Test Nos. 100-53, 70-52, 60-51, 55-50, and Test Nos. 51-49 were excessively deviated from the present invention because the MgO content was excessive. It occurred and was rejected.
  • Test No. 100-54, No. 70-53, No. 60-52, No. 55-51, No. 51-50 were the weld metal because the content of TiO 2 was excessive and deviated from the present invention. The toughness of 8 deteriorated and was rejected.
  • Test Nos. 100-55, 70-54, 60-53, 55-52, 51-51 were not stable because the CaF 2 content was excessive and deviated from the present invention. In this case, an appropriate penetration depth of the weld metal 8 could not be obtained, resulting in poor fusion, which was rejected.
  • the weld metal 8 that can weld the X groove of the thick steel plate with high efficiency and is excellent in toughness even at a low temperature. Can be carried out efficiently and can greatly contribute to the spread of renewable energy.

Landscapes

  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Chemical & Material Sciences (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • Materials Engineering (AREA)
  • Metallurgy (AREA)
  • Organic Chemistry (AREA)
  • Inorganic Chemistry (AREA)
  • Physics & Mathematics (AREA)
  • Plasma & Fusion (AREA)
  • Nonmetallic Welding Materials (AREA)
  • Arc Welding In General (AREA)
  • Wind Motors (AREA)
  • Butt Welding And Welding Of Specific Article (AREA)

Abstract

　このサブマージアーク溶接方法は、板厚が５０ｍｍ超、１００ｍｍ以下の一対の鋼材に、Ｘ開先を加工する加工工程と；前記一対の鋼材に対し、２電極以上、６電極以下の多電極サブマージアーク溶接で、フラックスを用いて表裏面からそれぞれ１パスの溶接を実施する溶接工程と；を備え、前記溶接工程に於いて、第１電極の溶接電流を、波形比率が６０％以上、９０％以下の交流電流とし、その他の電極の溶接電流を、波形比率が７０％以上の交流電流あるいは、マイナスの直流電流として溶接し、前記フラックスが、前記フラックスの全質量に対する質量比で、Ａｌ２Ｏ３：１０％以上、５０％以下、ＳｉＯ２：１６％以上、３０％以下を含有し、更に、ＭｇＯ、ＴｉＯ２、ＣａＦ２、ＭｎＯの内の１種以上を合計で１０％以上、６０％以下を含有し、前記ＭｇＯを４０％以下に制限し、前記ＴｉＯ２を２０％以下に制限し、前記ＣａＦ２を３０％以下に制限し、前記ＭｎＯを２０％以下に制限する。

Description

厚鋼板の高能率溶接方法
　本発明は、寒冷地に設置される風力発電設備の基礎部分を効率的に溶接施工できるような溶接技術に関する。
　本願は、２０１１年１１月１５日に、日本に出願された特願２０１１－２４９９２８号に基づき優先権を主張し、その内容をここに援用する。
　エネルギー供給の多様化を目指し、再生可能エネルギーの分野では、様々な研究開発が近年行われている。その有力候補の１つである風力発電に関して、より発電量の高い大型設備が注目されている。設備の大型化にともない、風車が設置される基礎部分では、設備の重量に耐える必要から、板厚が５０ｍｍから７５ｍｍ程度の厚鋼板の使用が検討されている。将来的に、更なる極厚鋼板の使用、具体的には１００ｍｍ程度の極厚鋼板の使用も考えられる状況である。風力発電用の厚鋼板の強度（引張強さ）のレベルは、一般的には４００ＭＰａ以上７００ＭＰａ以下である。４５０ＭＰａ以上６５０ＭＰａ以下の引張強さの鋼材が多く使用され、特に４８０ＭＰａ以上６２０ＭＰａ以下の引張強さの厚鋼板が使用されることが多い。
　風力発電が今後広く普及するか否かは、経済合理性が重要である。この観点から、風力発電の基礎部における施工コスト削減も重要な課題であり、溶接の分野でもそのような厚鋼板を高能率で溶接施工することが求められている。
　厚鋼板を高能率で溶接施工する方法の１つに大入熱溶接がある。しかし、大入熱溶接では、溶接金属の靭性確保が困難な場合も多い。しかも、風力発電設備が設置される場所は、欧州海洋区域のような寒冷地であることも考えられ、溶接金属に低温靭性も求められる。
　このため、上述の社会的ニーズを満足するために、５０ｍｍ超の厚鋼板を大入熱溶接しても、寒冷地での稼働にも耐え得る靭性の優れた溶接金属が得られるような溶接技術が必要となる。
　従来の厚鋼板を大入熱溶接する技術としては、次のようなものが知られている。
　例えば、特許文献１において、７０ｍｍ厚の厚鋼板を片面１層で溶接できるサブマージアーク溶接方法が開示されている。
　しかしながら、この方法は片面溶接であるため、開先断面積が非常に広く、７８０ｋＪ／ｃｍと溶接入熱も非常に高い。特許文献１で、溶接金属の靭性は開示されていないが、建築用途であることを考えれば０℃での靭性に対応するものと考えられ、寒冷地での使用に適さないと推測される。
　特許文献２においても、建築はボックス柱を対象として大入熱サブマージアーク溶接が行われている。しかし、溶接金属のシャルピー試験は－５℃で評価されているにすぎず、しかも、特許文献１と同様に片面溶接であるため入熱が過大となるものと推測される。
　溶接金属の靭性確保には、開先断面積を極力狭くすることで、不必要に大きな入熱を用いないことが有効である。開先断面積を抑制するためには、Ｘ開先のように鋼材の表裏両側から開先を加工したほうが、片面から開先を加工するより開先断面積を抑制できる。
　このようなＸ開先を用いた両面１層溶接方法に関する技術としては、次のようなものが知られている。
　例えば特許文献３では、両面１層溶接による溶接鋼管の製造方法として、板厚３８ｍｍまでの検討結果が開示されている。しかし、風力発電で使用されるようは極厚鋼板の溶接知見は記載されていない。
　また、特許文献４では５０ｍｍの板厚が両面１層溶接で検討されている。しかし、風力発電では５０ｍｍ超の板厚も検討されており、特許文献４も不十分な知見である。
　特許文献５においては、３０ｍｍ以上の板厚を両面１層溶接できる技術を開示するとしている。しかし、実際に実施例で検討されているのは３１．８ｍｍまでの知見であり、風力発電の分野に適用できる知見ではない。
　このように、Ｘ開先で両面１層溶接を行う場合でも、風力発電を対象とした社会的ニーズに適用できる知見は開示されていない。
　なお、ここでは大型構造物を想定しているため、電子ビーム溶接は真空チャンバー容積の観点から対象外としている。
　以上に示したように、５０ｍｍ超の板厚の鋼板を高能率で片面１層、又は両面１層で溶接し、且つ寒冷地での使用に耐えうる高靭性の溶接金属を得るのに有効な方法は、従来は開示されていない。
　しかし、最近、サブマージアーク溶接の分野でも、特許文献６に示されるような、溶接電流の波形制御を駆使することで、同一溶接電流でも溶着量（ワイヤ送給速度）を増加させることが可能な大容量デジタル制御交流／直流溶接電源が開発され、そのような電源を用いてサブマージアーク溶接する技術が開発された。
　そのような電源により出力される矩形波交流溶接電流の波形の一例を図２に示す。溶接電流は、プラス部分とマイナス部分を有する。そして、プラスの極性（逆極性）は溶接の溶け込み深さを制御し、マイナスの極性（正極性）は溶着量を制御する作用を有する。
　この溶接電源では、電流波形の大きさａ、ｂと幅（周期）ｃ、ｄの４つのパラメータを自由に変更できるようになっており、プラス部分とマイナス部分の大きさを変更することにより、溶け込み深さあるいは溶着量を調整することができる。
　このように波形制御した溶接電流を用いることで、同一溶接電流でワイヤ送給速度を速くできれば、開先断面積を埋めるのに必要な溶接金属量をより少ない電流で供給できるので、結果として溶接入熱が削減でき、溶接金属の靭性確保には有利となることが予想される。
　上述のような電源を用いて、溶接電流波形を制御した知見としては、例えば特許文献７を挙げることができる。特許文献７において、多層盛り溶接を前提とした１層１パス溶接を開示している。しかし、大入熱溶接によって極厚鋼板を高能率施工する溶接方法ではなく、特許文献７から風力発電のような極厚鋼板の溶接能率を抜本的に改善できる知見は得られない。
　更に、板厚が５０ｍｍを超えるような厚鋼材のＸ開先を、出力波形の制御できる溶接電源を用いて、多電極サブマージアーク溶接によってそれぞれの開先を１層のみで１パスつまり片面を１パスで溶接する場合、ワイヤ送給速度を向上させて入熱量を抑制する観点から、どのような溶材や溶接条件を用いるのが好ましいかについては知られていない。
日本国特開平９－２０６９４６号公報 日本国特開平－９－２７７０８３号公報 日本国特開２００９－２４１１２８号公報 日本国特開２００９－１９５９５７号公報 日本国特開２００４－１４３５５６号公報 日本国特開２００５－１９３２９９号公報 日本国特開２０１１－２００９２０号公報
　そこで、本発明は、出力波形の制御できる溶接電源を用いて厚鋼板のＸ開先を高能率で溶接でき、且つ低温においても靭性に優れる溶接金属を得ることができるサブマージアーク溶接方法を提供することを課題とする。
　本発明者らは、出力波形の制御できる溶接電源を用いて、多電極サブマージアーク溶接によって開先を１パスで溶接する場合、同一溶接電流でワイヤ送給速度をより速くできる溶接条件について検討した。
　その過程で、特に、フラックスの組成及び第１電極及び、第２電極以降に印加する溶接電流の波形に着目して検討を進めた結果、それらの最適な組み合わせによって上記課題を達成できることを見出した。
　すなわち、本発明の要旨を好ましい実施形態とともに示すと、以下のとおりである。
　（１）本発明の第一の態様に係るサブマージアーク溶接方法は、板厚が５０ｍｍ超、１００ｍｍ以下の一対の鋼材に、Ｘ開先を加工する加工工程と；前記一対の鋼材に対し、２電極以上、６電極以下の多電極サブマージアーク溶接で、フラックスを用いて表裏面からそれぞれ１パスの溶接を実施する溶接工程と；を備え、前記溶接工程に於いて、第１電極の溶接電流を、波形比率が６０％以上、９０％以下の交流電流とし、その他の電極の溶接電流を、波形比率が７０％以上の交流電流あるいは、マイナスの直流電流として溶接し、前記フラックスが、前記フラックスの全質量に対する質量比で、Ａｌ２Ｏ３：１０％以上、５０％以下、ＳｉＯ２：１６％以上、３０％以下を含有し、更に、ＭｇＯ、ＴｉＯ２、ＣａＦ２、ＭｎＯの内の１種以上を合計で１０％以上、６０％以下を含有し、前記ＭｇＯを４０％以下に制限し、前記ＴｉＯ２を２０％以下に制限し、前記ＣａＦ２を３０％以下に制限し、前記ＭｎＯを２０％以下に制限する。
　（２）上記（１）に記載のサブマージアーク溶接方法は、前記第１電極の前記溶接電流が２５００Ａ以上であってもよい。
　（３）上記（１）又は（２）に記載のサブマージアーク溶接方法は、前記一対の鋼材間に複数形成される開先形状として、ルートフェイスの高さは５ｍｍ以上、前記板厚の２５％以下であってもよい。
　（４）上記（３）に記載のサブマージアーク溶接方法は、前記Ｘ開先の開先角度が、３０°以上、５０°以下であってもよい。
　（５）上記（１）又は（２）に記載のサブマージアーク溶接方法は、前記Ｘ開先の開先角度が、３０°以上、５０°以下であってもよい。
　上記（１）～（５）に記載の態様によれば、厚鋼板のＸ開先を高能率で溶接でき、且つ低温においても靭性に優れる溶接金属を得ることができるので、寒冷地に設置される風力発電設備の基礎部分の製造を効率的に実施することができ、再生可能エネルギーの普及に大きく寄与することができる。
ワイヤ送給速度に及ぼすフラックス組成の影響を示す図である。 溶接電流の波形と波形比率の説明図である。 ワイヤ送給速度及びシャルピー吸収エネルギーに及ぼすフラックス成分のＡｌ２Ｏ３含有量の影響を示す図である。 ワイヤ送給速度及びシャルピー吸収エネルギーに及ぼすフラックス成分のＳｉＯ２含有量の影響を示す図である。 ワイヤ送給速度に及ぼすフラックス組成の影響（Ａｌ２Ｏ３を３８％含有）を示す図である。 溶接金属の溶込形状を示す図であり、第１電極が直流プラスで融合不良が発生した例を示す図である。 溶接金属の溶込形状を示す図であり、第１電極の波形比率を６０％として融合不良を回避した例を示す図である。 ６電極に於ける第１電極の波形比率と融合不良発生率の関係を示す図である。 ４電極に於ける第１電極の波形比率と融合不良発生率の関係を示す図である。 ２電極に於ける第１電極の波形比率と融合不良発生率の関係を示す図である。 板厚１００ｍｍの開先形状を示す図である。 ６電極に於ける第２電極から第６電極の波形比率とアンダーフィル発生率の関係を示す図である。 ４電極に於ける第２電極から第４電極の波形比率とアンダーフィル発生率の関係を示す図である。 ２電極に於ける第２電極の波形比率とアンダーフィル発生率の関係を示す図である。 板厚７０ｍｍの開先形状を示す図である。 板厚６０ｍｍの開先形状を示す図である。 板厚５５ｍｍの開先形状を示す図である。 板厚５０ｍｍの開先形状を示す図である。 板厚１１０ｍｍの開先形状を示す図である。 試験片採取位置を説明する図である。 各電極の配置を説明する図である。
　本発明者らは、出力波形の制御できる溶接電源を用いて、厚鋼板のＸ開先を多電極サブマージアーク溶接（以下、サブマージアーク溶接をＳＡＷと略記する。）によって、それぞれの表裏面の開先を１パスずつ溶接する場合、同一溶接電流でワイヤ送給速度をより速くできる溶接条件について、特に、フラックスの成分及び第１電極１に印加する溶接電流の波形に着目して、それぞれについて必要な条件を求めた。
　最初に、フラックス成分の条件について説明する。
　本発明者らはフラックスの成分に関して、次のような実験的な検討を行った。
　ＳＡＷ用フラックスは、酸化物や弗化物などの各種の物質を配合して形成される。そのようなフラックス成分のうち、ワイヤ送給速度を上昇させるためにはどの物質が最も効果的かを調べるため、各物質単独で構成されたフラックスを実験に供して、そのワイヤ送給速度に対する影響を調査した。
　サブマージアーク溶接は、図２に示すような矩形波交流溶接電流を用いて行った。その結果を図１に示す。なお、図１で使用している波形比率とは、式１及び図２に示すように交流電流のプラスとマイナスの面積比率であり、プラスの面積をＰ、マイナスの面積をＮとしたとき、Ｎ／（Ｎ＋Ｐ）で表される数値を％に換算したものである。波形比率０％は直流プラスを、波形比率１００％は直流マイナスを意味している。
　　　　　　波形比率＝面積Ｎ／（面積Ｎ＋面積Ｐ）・・・・・・式（１）
　図１の結果より、実験で用いた各種フラックス成分の中で、Ａｌ２Ｏ３とＳｉＯ２は他の成分と比較してワイヤ送給速度を増加させる効果が特に高い。またＭｇＯ、ＴｉＯ２、ＣａＦ２、ＭｎＯも同様の効果を発現するとの結論に達した。逆に、ＺｒＯ２はワイヤ送給速度を低減させる結果となった。
　ワイヤ送給速度が大きくなれば、開先を埋める溶着金属を得るための電流を抑制できるので、溶接入熱の削減に利用することが可能である。上記の結果より、ワイヤ送給速度を大きくして、溶着量を増加されるためのフラックスの設計指針としては、Ａｌ２Ｏ３、ＳｉＯ２を必須成分として含有し、ＭｇＯ、ＴｉＯ２、ＣａＦ２、ＭｎＯを選択的に含有することが見出された。
　そして、さらに各成分の含有量について検討して、次のように定めた。
　必須物質であるＡｌ２Ｏ３、ＳｉＯ２の含有量は、フラックス全質量に対する質量％（以下、フラックスの成分は全てフラックス全質量に対する質量％で表記する。）で、Ａｌ２Ｏ３を１０％以上、５０％以下、ＳｉＯ２を１６％以上、３０％以下とした。
　Ａｌ２Ｏ３とＳｉＯ２のそれぞれの下限値１０％および１６％は、それより少ない含有量では、ワイヤ送給速度増加の効果が明瞭に発現しないことを理由に規定した。ワイヤ送給速度の向上のために、Ａｌ２Ｏ３の下限を１５％、２０％、２５％又は３０％に、ＳｉＯ２の下限を１８％又は２０％としてもよい。上限値については、Ａｌ２Ｏ３では、５０％を超えて含有されると溶接金属８中のＡｌ量が過剰となり低温靭性を確保できないので、上限を５０％とした。低温靭性の向上のために、その上限を４７％、４５％又は４０％に制限してもよい。ＳｉＯ２では、３０％を超えて含有されると溶接金属８の酸素量が過剰となって低温靭性の確保が困難となるので、上限を３０％とした。低温靭性の向上のために、その上限を２８％又は２６％に制限してもよい。
　また、図３、図４より、Ａｌ２Ｏ３とＳｉＯ２の上記の含有範囲において、Ａｌ２Ｏ３は３６％以上含有されていると、ワイヤ送給速度を増加する働きが更に高くなり好ましい。ＳｉＯ２は、２２％以上含有されている場合に、Ａｌ２Ｏ３とＳｉＯ２との複合作用で、波形比率を高めた場合のワイヤ送給速度向上効果が一層明瞭となり更に好ましい。図５に、Ａｌ２Ｏ３を３８％含有する場合、このようなワイヤ送給速度向上効果に対するＡｌ２Ｏ３とＳｉＯ２との複合作用に関する実験結果を示す。ワイヤ送給速度を高めるために、Ａｌ２Ｏ３とＳｉＯ２との合計量を、３０％以上８０％以下に制限してもよい。ワイヤ送給速度をより高めるために、Ａｌ２Ｏ３とＳｉＯ２との合計量の下限を３５％、４０％又は４５％としてよく、その合計量の上限を７５％、７０％又は６８％としてもよい。
　本発明で用いるフラックスは、Ａｌ２Ｏ３とＳｉＯ２に加えて、さらに選択物質として、ＭｇＯ、ＴｉＯ２、ＣａＦ２、ＭｎＯの１種以上の物質を、ＭｇＯ：４０％以下、ＴｉＯ２：２０％以下、ＣａＦ２：３０％以下、ＭｎＯ：２０％以下の範囲において、これら選択物質の合計が１０％以上、６０％以下の範囲で含有させる必要がある。
　これらの物質はＡｌ２Ｏ３やＳｉＯ２と比較すると、ワイヤ送給速度向上の効果は少ないが、ＺｒＯ２のように波形比率を高めた場合にワイヤ送給速度を減少させる悪影響はなく、スラグの流動性や粘性を適正化する観点から適量含有させることが必要である。このスラグの流動性や粘性を適正化する観点から、これら選択物質の合計量の下限を１３％、１５％又は２０％としてよく、その合計量の上限を５５％、５０％又は４５％としてもよい。
　ＭｇＯは４０％を超えて含有させるとスラグの粘性が低くなり、アンダーカットを生じやすくなるため上限を４０％以下とした。アンダーカットをより生じないようにするために、その上限を３０％、２５％又は２０％に制限してもよい。ＴｉＯ２、ＭｎＯは過剰に含有させると溶接金属８の靭性が劣化するため上限を共に２０％以下と規定した。溶接金属８の靭性の向上のために、ＴｉＯ２、ＭｎＯの上限をそれぞれ１５％又は１０％に制限してもよい。ＣａＦ２は過剰に含有させるとアークが不安定となり融合不良が発生する可能性が高くなるため上限を３０％以下と規定した。融合不良防止のために、ＣａＦ２の上限を２５％、２０％又は１５％に制限してもよい。
　また、これらの選択物質の含有量の合計が１０％未満の場合には、スラグの流動性や粘性適正化の効果発現が明瞭ではないためアンダーカットが生じやすくなるため、その下限を１０％とした。アンダーカット防止のために、これらの選択物質の含有量の合計を１３％以上、１６％以上又は２０％以上としてよい。６０％を超えて含有させるとアークが不安定となり融合不良が生じやすくなるため、その合計含有量を６０％以下とした。融合不良防止のために、これらの選択物質の含有量の合計を５５％以下、５０％以下又は４５％以下に制限してよい。
　本発明では、その他のフラックス成分について、特に制限するものではなく、ＳＡＷ用のフラックス成分として一般に用いられている成分を適宜含有できる。
　例えば、溶接金属８の成分調整を目的として、フラックス中にＳｉ、Ｍｎ、Ａｌ、Ｔｉ、Ｍｏ、Ｃｕ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｖ等の金属粉が含有される場合がある。これらの含有量は、上述の特許文献等を参考に適宜調整することができる。また、溶着量の増大とアーク安定を目的として、フラックス中に鉄粉を含有することも可能である。その場合の鉄粉の含有量は１０％以上、４０％以下とすることが好ましい。大量に添加するとアークが不安定となり易くアークが溶接中に途切れやすくなるために、その含有量の上限を、必要に応じて３０％、２０％又は１５％以下としてもよい。
　続いて、電源条件について説明する。
　特許文献６に記載されているような、大容量デジタル制御交流／直流溶接電源を用いて、多電極でサブマージアーク溶接（ＳＡＷ）を行う場合に、各電極７の溶接電流波形は独立して制御することができる。しかし、多電極による一パス溶接では、第１電極１による溶け込みが重要であるので、第１電極１の電流条件について検討した。
　特許文献６において、必要な溶け込み深さを得るために、第１電極１に直流を用いる例が記載されている。そこで、Ｘ開先の両面１パスＳＡＷを、第１電極１を直流プラスとして行った結果、得られた溶接金属８の溶込み形状を図６Ａに示す。開先角度は入熱抑制の観点から３０°としたが、鋼材の残留磁気の影響でアークが乱れることがあり、溶接金属８の溶込み形状のセンターが表裏面で一致しない場合が認められた。更に、溶接金属８の溶込み形状の観点から、溶接金属８の底部が細くなりすぎるために、僅かに中心が外れただけで融合不良を起こす危険性が高いことが認められた。従って、この方法は深い溶込みを必要とする片面溶接の場合に有効な方法と考えられ、Ｘ開先による両面溶接では、適用が困難であり、現実的ではない。
　一方、第１電極１に、プラス部分とマイナス部分の波形比率６０％の交流溶接電流を適用した場合における溶接金属８の溶込み形状を図６Ｂに示す。この場合の溶込み深さは、第１電極１を直流プラスとした場合より減少する。しかし、ビード幅が太くなり、表裏面両側の溶接金属８で中心がずれた場合でも融合不良は起こりにくく、この波形制御が好ましいことが判明した。なお、第１電極１に直流マイナスを適用すると、高残留磁気の影響でアークが不安定となる場合があるので、本発明では対象外とした。
　上述の理由により、第１電極１の溶接電流波形は、ワイヤ送給速度の向上効果があり、かつ、狭開先でも融合不良を回避しやすい溶接電流波形が好ましい。そのために条件として、波形比率６０％以上、９０％以下の交流電流とした。融合不良防止のために、波形比率の下限を６５％、６８％又は７１％としてもよく、波形比率の上限を８５％、８２％又は７８％としてもよい。
　これを更に詳細に検証したデータを図７から図９に示す。図１０の開先に第１電極１の条件を２５００Ａ、３５Ｖとし、第２電極２以降を１５００Ａ、４０Ｖ、波形比率を９０％で固定して、５０ｃｍ／分の溶接条件でアークを発生させた。第１電極１の波形比率を変えて５ｍの溶接長を作製し、１０ｃｍ間隔でマクロ断面を５０個切り出して、ルートフェイス（ルート面）部の融合不良の有無を確認した。評価は５０個のマクロで１個融合不良があれば１／５０で、２％の融合不良発生率として評価した。
　図７から図９より、２電極溶接、４電極溶接、６電極溶接のいずれの場合に於いても、第１電極１の波形比率が６０％以上、９０％以下で、融合不良発生率が抑制されていることが確認された。
　また、第２電極２以降は溶接金属８の溶込み形状に大きな影響を及ぼさず、ワイヤ送給速度の向上を考慮すればよいので、第２電極２以降の全電極７で、波形比率が７０％以上（波形比率１００％の直流マイナスを含む）とする。ワイヤ送給速度の向上のために、その波形比率を７５％以上、８０％以上又は８５％以上としてもよい。なお、溶接に使用する電極数は、生産性（溶接速度）がある程度確保でき、且つ設備構成が過度に複雑となることを避ける観点から２電極以上、６電極以下とする。本願の特徴をより生かすため、電極数を３電極または４電極以上、若しくは鋼材の板厚を５５ｍｍ以上、６０ｍｍ以上又は６５ｍｍ以上としてもよい。
　第２電極２以降の波形比率に関して詳細に検討した結果を図１１から図１３に示す。６電極溶接には図１０の開先を、４電極溶接には図１４の開先を、２電極溶接には図１５の開先を使用した。溶接条件は、第１電極１の条件を２５００Ａ、３５Ｖ、波形比率７０％とした。第２電極２以降は、１８００Ａ、４０Ｖで、波形比率を変化せた。溶接速度は５０ｃｍ／分で実施した。上述と同様に波形比率を変えて５ｍの溶接長を作製し、１０ｃｍ間隔でマクロ断面を５０個切り出して、アンダーフィルの有無を確認した。評価は、アンダーフィルが生じたマクロ試験片の比率で評価した。例えば、５０個のマクロで１個アンダーフィルがあれば２％のアンダーフィル発生率として評価した。図１１から図１３より、波形比率の上昇にしたがってアンダーフィルは減少し、必要な溶着量が入熱を変化させることなく得られることが確認できた。
　なお、本発明において、第１電極１から第２電極２以降の各電極７の間隔、配置、角度等について、特に制約を設ける必要はない。前記の溶接試験においては、各電極７の配置は図２０に示すように、各電極７の間隔を７０ｍｍとし、開先幅の中央部に配置した。第１電極の角度は後退角１０°とし、第２電極の角度は後退角７°とし、第３電極の角度は後退角４°とし、第４電極の角度は前進角４°とし、第５電極の角度は前進角７°とし、第６電極（最終極）の角度は前進角１０°とした。
　以上のような本発明の鋼材板厚の適用範囲は、風力発電機の風車の基礎部分に用いられる鋼材板厚を考慮して、５０ｍｍ超、１００ｍｍ以下とした。
　板厚５０ｍｍ超の鋼材の溶接で、特に本発明の効果が発揮されるようになることから、下限を５０ｍｍ超と定めた。しかし、板厚が１００ｍｍを超えるようになると、本発明を適用しても入熱が過大となり必要な靭性が得られないため、１００ｍｍを上限とした。
　一対の鋼材間に複数形成される開先形状として、ルートフェイス（具体的には、ルートフェイスの高さ）は５ｍｍ以上、板厚の２５％以下が好ましい。その理由として、高さが５ｍｍ以下では、工作精度の観点から目違いに対して対応できない可能性があり、高さが板厚の２５％を超えるとルートフェイスが過大となりすぎて、融合不良を生じる可能性が高くなる。ここで、ルートフェイスの高さとは、鋼材の板厚方向におけるルートフェイスの高さをいう。例えば、図１０では、ルートフェイスの高さは１４ｍｍである。
　また、開先角度は、入熱抑制の観点から３０°以上、５０°以下が好ましい。その理由として、角度が３０°未満の狭開先では、溶接ビード幅のセンターが外れやすく、また十分な溶込深さを得るのも困難となるからであり、一方、角度が５０°を超えると、開先断面積が広くなり溶接入熱が大きくなるため好ましくないからである。
　以上、板厚が５０ｍｍ超、１００ｍｍ以下の一対の鋼材にＸ開先を加工し、これを多電極サブマージアーク溶接で表裏面からそれぞれ１パスの溶接を実施する際における、本発明で規定する形態及び好ましい形態について説明したが、以下、本発明の実施可能性及び効果を実施例においてさらに説明する。
　試験に供した鋼材と溶接ワイヤの化学組成を表１に示し、フラックスの組成を表２に示す。表２中の値のゼロは、意図的に含有させていない事を示す。一対の鋼材の開先形状を図１０、図１４～図１８に示す。一対の鋼材の溶接は、溶接電流の波形制御ができる溶接電源を用いて、２電極から６電極のサブマージアーク溶接で、各面１パスの溶接を行った。波形比率以外の溶接条件を表３～表８に、各電極７の溶接電流の波形比率を表９～表１３に示す。表３は、板厚１００ｍｍ、６電極の溶接条件であり、表４は、板厚７０ｍｍ、５電極の溶接条件であり、表５は、板厚６０ｍｍ、４電極の溶接条件であり、表６は、板厚５５ｍｍ、３電極の溶接条件であり、表７は、板厚５１ｍｍ、２電極の溶接条件であり、表８は、板厚１１０ｍｍ、６電極の溶接条件である。
　各電極７の角度に関して、第１電極１は溶込みを確保する目的で後退角１０°とし、最終極をビード外観確保の観点から前進角１０°を採用した。各極間の間隔は溶融金属の溜まり量を適正化するように考慮し、各極７０ｍｍの電極間隔を採用した。それぞれの電極７は、開先幅の中央部に配置した。
　作製された溶接金属８は図１９の位置から断片を切り出し、それを成分分析試料、ＪＩＳ　Ｚ３１１１のＡ１号丸棒引張試験片（直径：１２．５ｍｍ、標点間距離（ＧＬ）：５０ｍｍ）およびＪＩＳ　Ｚ２２４２のＶノッチ試験片（１０ｍｍフルサイズ試験片）に加工して試験に供した。これらを表１４の合否基準で判定した結果を表１５～表１９に示す。シャルピー衝撃試験温度は、－４０℃とした。
　試験番号１００－１番から１００－３７番、試験番号７０－１番から７０－３７番、試験番号６０－１番から６０－３７番、試験番号５５－１番から５５－３７番、試験番号５１－１番から５１－３７番に於いては、本発明の実施例であるため、ビードの余盛高さは適正であり、融合不良も無く、アンダーカットの発生も無く、溶接金属８の強度、靭性も良好な結果が得られた。特にＡｌ２Ｏ３が３８％、ＳｉＯ２が２２％以上である試験番号１００－３番から１００－６番、試験番号１００－１５番から１００－１８番、試験番号１００－２７番から１００－３０番、試験番号７０－３番から７０－６番、試験番号７０－１５番から７０－１８番、試験番号７０－２７番から７０－３０番、試験番号６０－３番から６０－６番、試験番号６０－１５番から６０－１８番、試験番号６０－２７番から６０－３０番、試験番号５５－３番から５５－６番、試験番号５５－１５番から５５－１８番、試験番号５５－２７番から５５－３０番、試験番号５１－３番から５１－６番、試験番号５１－１５番から５１－１８番、試験番号５１－２７番から５１－３０番では３ｍｍ以上の余盛高さが確保されており、フラックス組成によるワイヤ送給速度増加の効果が発現している。
　また、試験番号１００―１１番、１００―２３番、１００―３５番、試験番号７０―１１番、７０―２３番、７０―３５番、試験番号６０―１１番、６０―２３番、６０―３５番、試験番号５５―１１番、５５―２３番、５５―３５番、試験番号５１―１１番、５１―２３番、５１―３５番、においては、鉄粉が含有されていないにも関わらず、Ａｌ２Ｏ３、ＳｉＯ２の効果により、余盛高さが２ｍｍ以上と優れた溶着量増加の効果を発現している。
　更に試験番号１００―１２番、１００―２４番、１００―３６番、試験番号７０―１２番、７０―２４番、７０―３６番、試験番号６０―１２番、６０―２４番、６０―３６番、試験番号５５―１２番、５５―２４番、５５―３６番、試験番号５１―１２番、５１―２４番、５１―３６番、においては上記のＡｌ２Ｏ３、ＳｉＯ２の効果に加え、鉄粉の含有量を２０％に増加した試験番号では、余盛高さが４ｍｍ以上であり、更に高い溶着量増加の効果が認められている。
　一方、試験番号１００－３８番、７０－３８番、６０－３８番、５５－３８番、５１－３８番は第１電極１の溶接電流の波形比率が５０％と本発明の範囲を逸脱しているため、溶接金属８の溶込み形状の幅が狭くなり図６Ａに示したように融合不良が発生し不合格となった。試験番号１００－３９番、７０－３９番、６０－３９番、５５－３９番、５１－３９番では、第１電極１の溶接電流として波形比率１００％の直流マイナスを用いたため、アークが不安定で適正な溶接金属８の溶込み深さが得られず、融合不良を発生したため不合格となった。
　試験番号１００－４０番から１００－４４番、試験番号７０－４０番から７０－４３番、試験番号６０－４０番から６０－４２番、試験番号５５－４０から５５－４１番、試験番号５１－４０番においては、第２電極２以降に、溶接電流の波形比率が６０％という本発明を逸脱した電極７があったため、必要な溶着量が得られず、余盛高さがマイナスとなり鋼板９の表面まで溶着金属を盛ることができず不合格となった。
　試験番号１００－４５番と試験番号１００－４６番、試験番号７０－４４番と試験番号７０－４５番、試験番号６０－４３番と試験番号６０－４４番、試験番号５５－４２番と試験番号５５－４３番、試験番号５１－４１番と試験番号５１－４２番では、Ａｌ２Ｏ３あるいはＳｉＯ２が本発明の下限値を下回ったため、必要な溶着量が得られず、余盛高さがマイナスとなり鋼板９の表面まで溶着金属を盛ることができず不合格となった。
　試験番号１００－４７番と試験番号１００－４８番、試験番号７０－４６番と試験番号７０－４７番、試験番号６０－４５番と試験番号６０－４６番、試験番号５５－４４番と試験番号５５－４５番、試験番号５１－４３番と試験番号５１－４４番では、Ａｌ２Ｏ３あるいはＳｉＯ２が本発明の上限値を上回って過剰に含有されたため、溶接金属８の靭性が劣化して不合格となった。
　試験番号１００－４９番から１００－５２番、試験番号７０－４８番から７０－５１番、試験番号６０－４７から６０－５０番、試験番号５５－４６番から５５－４９番、試験番号５１－４５番から５１－４８番においては、ＭｇＯ、ＴｉＯ２、ＣａＦ２、ＭｎＯの合計含有量が本発明の下限値である１０％に満たないために、アンダーカットが発生し不合格となった。
　試験番号１００－５３番、７０－５２番、６０－５１番、５５－５０番、試験番号５１－４９番は、ＭｇＯの含有量が本発明を逸脱して過剰であったために、アンダーカットが発生し不合格となった。
　試験番号１００－５４番、７０－５３番、６０－５２番、試験番号５５－５１番、５１－５０番は、ＴｉＯ２の含有量が本発明を逸脱して過剰であったために、溶接金属８の靭性が劣化して不合格となった。
　試験番号１００－５５番、７０－５４番、６０－５３番、５５－５２番、５１－５１番は、ＣａＦ２の含有量が本発明を逸脱して過剰であったために、アークが不安定で適正な溶接金属８の溶込み深さが得られず、融合不良を発生したため不合格となった。
　試験番号１００－５６番、７０－５５番、６０－５４番、５５－５３番、５１－５２番は、ＭｎＯの含有量が本発明を逸脱して過剰であったために、溶接金属８の靭性が劣化して不合格となった。
　試験番号１００－５７番、７０－５６番、６０－５５番、５５－５４番、５１－５３番は、ＭｇＯ、ＴｉＯ２、ＣａＦ２、ＭｎＯの合計含有量が本発明の上限値である６０％を超えて過剰であったために、アークが不安定で適正な溶接金属８の溶込み深さが得られず、融合不良を発生したため不合格となった。
　試験番号１００－５８番は、本発明の範囲を逸脱し、板厚が過剰であったために入熱が多くなり、溶接金属８の靭性が劣化して不合格となった。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000006
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000007
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000008
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000009
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000010
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000011
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000012
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000013
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000014
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000015
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000016
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000017
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000018
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000019
　本発明によれば、厚鋼板のＸ開先を高能率で溶接でき、且つ低温においても靭性に優れる溶接金属８を得ることができるので、寒冷地に設置される風力発電設備の基礎部分の製造を効率的に実施することができ、再生可能エネルギーの普及に大きく寄与することができる。
　１　　第１電極
　２　　第２電極
　３　　第３電極
　４　　第４電極
　５　　第５電極
　６　　第６電極
　７　　電極
　８　　溶接金属
　９　　鋼板
　ａ、ｂ　　電流波形の大きさ
　ｃ、ｄ　　電流波形の幅（周期）

Claims (5)

  1. 　板厚が５０ｍｍ超、１００ｍｍ以下の一対の鋼材に、Ｘ開先を加工する加工工程と；
    　前記一対の鋼材に対し、２電極以上、６電極以下の多電極サブマージアーク溶接で、フラックスを用いて表裏面からそれぞれ１パスの溶接を実施する溶接工程と；
    を備え、
    　前記溶接工程に於いて、第１電極の溶接電流を、波形比率が６０％以上、９０％以下の交流電流とし、その他の電極の溶接電流を、波形比率が７０％以上の交流電流あるいは、マイナスの直流電流として溶接し、
    　前記フラックスが、前記フラックスの全質量に対する質量比で、
    Ａｌ２Ｏ３：１０％以上、５０％以下、
    ＳｉＯ２：１６％以上、３０％以下
    を含有し、
    　更に、ＭｇＯ、ＴｉＯ２、ＣａＦ２、ＭｎＯの内の１種以上を合計で１０％以上、６０％以下を含有し、
    　前記ＭｇＯを４０％以下に制限し、前記ＴｉＯ２を２０％以下に制限し、前記ＣａＦ２を３０％以下に制限し、前記ＭｎＯを２０％以下に制限する
    ことを特徴とするサブマージアーク溶接方法。
  2. 　前記第１電極の前記溶接電流が２５００Ａ以上であることを特徴とする請求項１に記載のサブマージアーク溶接方法。
  3. 　前記一対の鋼材間に複数形成される開先形状として、ルートフェイスの高さは５ｍｍ以上、前記板厚の２５％以下であることを特徴とする請求項１又は２に記載のサブマージアーク溶接方法。
  4. 　前記Ｘ開先の開先角度が、３０°以上、５０°以下であることを特徴とする請求項３に記載のサブマージアーク溶接方法。
  5. 　前記Ｘ開先の開先角度が、３０°以上、５０°以下であることを特徴とする請求項１又は２に記載のサブマージアーク溶接方法。
PCT/JP2012/079492 2011-11-15 2012-11-14 厚鋼板の高能率溶接方法 Ceased WO2013073565A1 (ja)

Priority Applications (6)

Application Number Priority Date Filing Date Title
JP2013513458A JP5403186B2 (ja) 2011-11-15 2012-11-14 厚鋼板の高能率溶接方法
ES12849423.4T ES2619031T3 (es) 2011-11-15 2012-11-14 Método de soldadura de alta eficiencia de placas de acero gruesas
EP12849423.4A EP2767361B1 (en) 2011-11-15 2012-11-14 Method for high-efficiency welding of thick steel plates
DK12849423.4T DK2767361T3 (en) 2011-11-15 2012-11-14 PROCEDURE FOR HIGH-EFFICIENCY WELDING OF THICK STEEL STEPS
CN201280055656.2A CN103945973B (zh) 2011-11-15 2012-11-14 厚钢板的高效率焊接方法
KR1020147012385A KR101472722B1 (ko) 2011-11-15 2012-11-14 후강판의 고능률 용접 방법

Applications Claiming Priority (2)

Application Number Priority Date Filing Date Title
JP2011249928 2011-11-15
JP2011-249928 2011-11-15

Publications (1)

Publication Number Publication Date
WO2013073565A1 true WO2013073565A1 (ja) 2013-05-23

Family

ID=48429621

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
PCT/JP2012/079492 Ceased WO2013073565A1 (ja) 2011-11-15 2012-11-14 厚鋼板の高能率溶接方法

Country Status (7)

Country Link
EP (1) EP2767361B1 (ja)
JP (1) JP5403186B2 (ja)
KR (1) KR101472722B1 (ja)
CN (1) CN103945973B (ja)
DK (1) DK2767361T3 (ja)
ES (1) ES2619031T3 (ja)
WO (1) WO2013073565A1 (ja)

Cited By (6)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN107553008A (zh) * 2017-10-30 2018-01-09 巩义市广大焊业有限责任公司 一种x70管线钢直缝埋弧焊用焊剂及其制备方法
JP2021167025A (ja) * 2016-06-28 2021-10-21 リンカーン グローバル，インコーポレイテッド ステンレス鋼用途のための溶接波形
WO2024166791A1 (ja) 2023-02-06 2024-08-15 Ｊｆｅスチール株式会社 鋼板の溶接継手およびその製造方法
WO2024166790A1 (ja) 2023-02-06 2024-08-15 Ｊｆｅスチール株式会社 鋼板の溶接継手およびその製造方法
KR20250145123A (ko) 2023-03-31 2025-10-13 제이에프이 스틸 가부시키가이샤 강판의 가스 실드 아크 용접에 의한 용접 조인트의 제조 방법
KR20250150127A (ko) 2023-03-31 2025-10-17 제이에프이 스틸 가부시키가이샤 강판의 가스 실드 아크 용접에 의한 용접 조인트의 제조 방법

Families Citing this family (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
KR101696025B1 (ko) * 2014-08-21 2017-01-13 주식회사 포스코 충격인성이 우수한 용접이음부 및 그 제조 방법
JP6383319B2 (ja) * 2015-03-31 2018-08-29 株式会社神戸製鋼所 多電極片面１層サブマージアーク溶接方法
CN104923892B (zh) * 2015-06-12 2017-05-10 中石化石油工程机械有限公司沙市钢管厂 优化设计管线钢埋弧焊工艺参数的方法
KR101898159B1 (ko) 2016-06-21 2018-09-14 주식회사 포스코 용접 생산성 및 용접부 저온인성이 우수한 극후물 강판 용접이음부의 제조방법

Citations (10)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPS6245475A (ja) * 1985-08-24 1987-02-27 Nippon Steel Corp 厚板の両面１層サブマ−ジア−ク溶接法
JPH0673757B2 (ja) * 1988-12-28 1994-09-21 川崎製鉄株式会社 厚鋼板の大入熱潜弧溶接方法
JPH09206946A (ja) 1996-02-05 1997-08-12 Nippon Steel Weld Prod & Eng Co Ltd ３電極サブマージアーク溶接方法
JPH09277083A (ja) 1996-04-16 1997-10-28 Nippon Steel Corp 大入熱用耐候性鋼サブマージアーク溶接方法
JP2004143556A (ja) 2002-10-25 2004-05-20 Jfe Steel Kk 厳格靭性要求を満たす厚肉大径ストレートｕｏｅ鋼管およびその製造方法
JP2005193299A (ja) 2003-12-15 2005-07-21 Lincoln Global Inc 電気アーク溶接システム
JP2006007313A (ja) * 2004-06-22 2006-01-12 Lincoln Global Inc 高電流溶接用電源
JP2009195957A (ja) 2008-02-22 2009-09-03 Jfe Steel Corp 鋼材の多電極サブマージアーク溶接方法
JP2009241128A (ja) 2008-03-31 2009-10-22 Jfe Steel Corp 溶接鋼管の製造方法
JP2011200920A (ja) 2010-03-26 2011-10-13 Ihi Corp サブマージアーク溶接方法及び装置

Family Cites Families (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US5004884A (en) * 1988-12-28 1991-04-02 Kawasaki Steel Corporation Method of submerged arc welding a thick steel plate with large heat input and submerged arc welding flux
JP2000042741A (ja) * 1998-07-30 2000-02-15 Nkk Corp 極厚鋼板のサブマージアーク溶接方法
EP2255915B1 (en) * 2008-02-22 2018-04-11 JFE Steel Corporation Submerged arc welding method with multiple electrodes for steel material
JP5489274B2 (ja) * 2010-02-22 2014-05-14 株式会社神戸製鋼所 多電極片面溶接装置のアークスタート方法および多電極片面溶接装置

Patent Citations (10)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPS6245475A (ja) * 1985-08-24 1987-02-27 Nippon Steel Corp 厚板の両面１層サブマ−ジア−ク溶接法
JPH0673757B2 (ja) * 1988-12-28 1994-09-21 川崎製鉄株式会社 厚鋼板の大入熱潜弧溶接方法
JPH09206946A (ja) 1996-02-05 1997-08-12 Nippon Steel Weld Prod & Eng Co Ltd ３電極サブマージアーク溶接方法
JPH09277083A (ja) 1996-04-16 1997-10-28 Nippon Steel Corp 大入熱用耐候性鋼サブマージアーク溶接方法
JP2004143556A (ja) 2002-10-25 2004-05-20 Jfe Steel Kk 厳格靭性要求を満たす厚肉大径ストレートｕｏｅ鋼管およびその製造方法
JP2005193299A (ja) 2003-12-15 2005-07-21 Lincoln Global Inc 電気アーク溶接システム
JP2006007313A (ja) * 2004-06-22 2006-01-12 Lincoln Global Inc 高電流溶接用電源
JP2009195957A (ja) 2008-02-22 2009-09-03 Jfe Steel Corp 鋼材の多電極サブマージアーク溶接方法
JP2009241128A (ja) 2008-03-31 2009-10-22 Jfe Steel Corp 溶接鋼管の製造方法
JP2011200920A (ja) 2010-03-26 2011-10-13 Ihi Corp サブマージアーク溶接方法及び装置

Non-Patent Citations (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Title
See also references of EP2767361A4

Cited By (11)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2021167025A (ja) * 2016-06-28 2021-10-21 リンカーン グローバル，インコーポレイテッド ステンレス鋼用途のための溶接波形
CN107553008A (zh) * 2017-10-30 2018-01-09 巩义市广大焊业有限责任公司 一种x70管线钢直缝埋弧焊用焊剂及其制备方法
WO2024166791A1 (ja) 2023-02-06 2024-08-15 Ｊｆｅスチール株式会社 鋼板の溶接継手およびその製造方法
WO2024166790A1 (ja) 2023-02-06 2024-08-15 Ｊｆｅスチール株式会社 鋼板の溶接継手およびその製造方法
KR20250132509A (ko) 2023-02-06 2025-09-04 제이에프이 스틸 가부시키가이샤 강판의 용접 이음매 및 그 제조 방법
KR20250132508A (ko) 2023-02-06 2025-09-04 제이에프이 스틸 가부시키가이샤 강판의 용접 이음매 및 그 제조 방법
EP4628238A1 (en) 2023-02-06 2025-10-08 JFE Steel Corporation Welded joint of steel plate and method for manufacturing same
KR20250145123A (ko) 2023-03-31 2025-10-13 제이에프이 스틸 가부시키가이샤 강판의 가스 실드 아크 용접에 의한 용접 조인트의 제조 방법
KR20250150127A (ko) 2023-03-31 2025-10-17 제이에프이 스틸 가부시키가이샤 강판의 가스 실드 아크 용접에 의한 용접 조인트의 제조 방법
EP4656318A1 (en) 2023-03-31 2025-12-03 JFE Steel Corporation Method for manufacturing welded joint through gas-shielded arc welding of steel plate
EP4656319A1 (en) 2023-03-31 2025-12-03 JFE Steel Corporation Production method for welded joint by gas-shielded arc welding of steel plate

Also Published As

Publication number Publication date
EP2767361B1 (en) 2017-01-04
CN103945973A (zh) 2014-07-23
ES2619031T3 (es) 2017-06-22
EP2767361A4 (en) 2015-09-23
KR101472722B1 (ko) 2014-12-12
KR20140065481A (ko) 2014-05-29
JP5403186B2 (ja) 2014-01-29
DK2767361T3 (en) 2017-03-13
JPWO2013073565A1 (ja) 2015-04-02
EP2767361A1 (en) 2014-08-20
CN103945973B (zh) 2015-07-01

Similar Documents

Publication Publication Date Title
JP5403186B2 (ja) 厚鋼板の高能率溶接方法
JP5521632B2 (ja) 厚鋼板の溶接方法
JP6766866B2 (ja) フラックス入りワイヤ、溶接継手の製造方法、及び溶接継手
US20120024822A1 (en) Combination welding method using combination of gas metal arc welding and submerged-arc welding and combination arc welding machine
CN102744498A (zh) 一种特厚高强桥梁钢板焊接方法
KR20080030936A (ko) 고장력강용 가스 실드 아크 용접 플럭스 함유 와이어
CN1608791A (zh) 埋弧焊用熔融焊剂
RU2014117665A (ru) Сварная стальная труба с превосходной ударной вязкостью околошовной зоны и способ ее производства
US9981350B2 (en) Welding flux used for austenitic stainless steel
JP2013154363A (ja) 片面サブマージアーク溶接用フラックス
JPWO2013179614A1 (ja) レーザ・アークハイブリッド溶接方法
WO2009104806A1 (ja) 鋼材の多電極サブマージアーク溶接方法
JP5854145B2 (ja) サブマージアーク溶接方法ならびに溶接継手および鋼管の製造方法
JP6209135B2 (ja) 狭開先タンデムサブマージアーク溶接方法
JP2009214127A (ja) 鋼材のサブマージアーク溶接方法
JP2009233679A (ja) 鋼材のサブマージアーク溶接方法
EP3162489B1 (en) Method of butt welding steel plates and butt weld joint of steel plates
KR100709521B1 (ko) 대입열용접의 용접이음매 및 그 용접방법
JP2018192518A (ja) ガスシールドアーク溶接用フラックス入りワイヤ、及び溶接継手の製造方法
JP2020015092A (ja) ２相ステンレス鋼溶接用フラックス入りワイヤ、溶接方法および溶接金属
JP6515287B2 (ja) 溶接継手の製造方法
JP2015205303A (ja) ガスシールドアーク溶接用フラックス入りワイヤ
JP2013081985A (ja) 鋼材のサブマージアーク溶接方法
JP7423395B2 (ja) オーステナイト系ステンレス鋼溶接継手の製造方法
JP5954272B2 (ja) サブマージアーク溶接方法および溶接継手の製造方法

Legal Events

Date Code Title Description
ENP Entry into the national phase

Ref document number: 2013513458

Country of ref document: JP

Kind code of ref document: A

121 Ep: the epo has been informed by wipo that ep was designated in this application

Ref document number: 12849423

Country of ref document: EP

Kind code of ref document: A1

REEP Request for entry into the european phase

Ref document number: 2012849423

Country of ref document: EP

WWE Wipo information: entry into national phase

Ref document number: 2012849423

Country of ref document: EP

ENP Entry into the national phase

Ref document number: 20147012385

Country of ref document: KR

Kind code of ref document: A

NENP Non-entry into the national phase

Ref country code: DE