WO2017043086A1 - 立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法 - Google Patents

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WO2017043086A1
WO2017043086A1 PCT/JP2016/004090 JP2016004090W WO2017043086A1 WO 2017043086 A1 WO2017043086 A1 WO 2017043086A1 JP 2016004090 W JP2016004090 W JP 2016004090W WO 2017043086 A1 WO2017043086 A1 WO 2017043086A1
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welding
groove
less
weaving
layer
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PCT/JP2016/004090
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片岡　時彦
早川　直哉
大井　健次
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Ｊｆｅスチール株式会社
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Publication date
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    • 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
    • B23K9/16—Arc welding or cutting making use of shielding gas
    • B23K9/173—Arc welding or cutting making use of shielding gas and of a consumable electrode
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
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    • B23K33/00—Specially-profiled edge portions of workpieces for making soldering or welding connections; Filling the seams formed thereby
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
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    • 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 degrees C

Definitions

  • the present invention relates to a narrow gap gas shield arc welding method, and more particularly to a vertical narrow gap gas shield arc welding method that can be applied to butt welding of two thick steel materials.
  • “narrow groove” means that the groove angle is 25 ° or less and the groove gap is 20 mm or less.
  • Gas shield arc welding used for steel welding construction is generally a consumable electrode type using a gas of CO 2 alone or a mixed gas of Ar and CO 2 as a shield for the molten part. Widely used in the field of manufacturing electrical equipment and the like.
  • narrow gap gas shield arc welding in which a gap having a small gap with respect to the plate thickness is subjected to multilayer welding by arc welding. Since this narrow gap gas shielded arc welding has a smaller amount of welding than normal gas shielded arc welding, it is expected that the efficiency and energy saving of welding can be achieved, and that the construction cost can be reduced.
  • electroslag welding is usually applied to vertical high-efficiency welding, but 1-pass large heat input welding is fundamental, and welding with a plate thickness exceeding 60 mm causes excessive heat input and may cause a decrease in toughness. Has been.
  • there is a limit to the plate thickness in one-pass welding and in particular, the technology has not yet been established for welding with a plate thickness exceeding 65 mm.
  • Patent Document 1 discloses a double-sided multi-layer welding method for a double-sided U-shaped groove joint.
  • lamination welding is performed by TIG welding using an inert gas, and the use of inert gas suppresses the generation of slag and spatter and prevents the lamination defects.
  • TIG welding which is a non-consumable electrode type, is greatly inferior in efficiency of the welding method itself as compared to MAG welding or CO 2 welding using a steel wire as a consumable electrode.
  • Patent Document 2 discloses a vertical welding method with a narrow groove in which weaving of a welding torch is performed in order to suppress spatter and poor fusion.
  • this welding method since the weaving direction of the welding torch is not the groove depth direction but the steel plate surface direction, it is necessary to weave the welding torch before the molten metal droops. It is necessary to reduce the welding amount per pass ( ⁇ heat input) with a low current of about 150A. For this reason, when this welding method is applied to the welding of a thick steel material having a large plate thickness, the welding becomes a small amount of multi-pass laminating, resulting in a large number of laminating defects such as poor penetration and a large reduction in welding efficiency.
  • Patent Document 3 discloses a vertical welding method in which weaving of a welding torch is performed in order to suppress poor fusion.
  • the surface angle (groove angle) disclosed here is as wide as 26.3 to 52 °, the weaving of the welding torch is also performed in the groove depth direction. Therefore, in the vertical welding method of Patent Document 3, it is possible to take a relatively large amount of welding per pass.
  • the amount of weaving in the groove depth direction is small and the composition of the weld metal and welding wire is not considered, it is necessary to suppress the amount of welding per pass ( ⁇ heat input), and the welding depth per pass The depth is as shallow as 10mm.
  • Patent Document 4 discloses a two-electrode electrogas arc welding apparatus that enables one-pass welding of an extremely thick material.
  • this two-electrode electrogas arc welding apparatus it is possible to join thick steel materials up to about 70 mm thick.
  • the heat input is greatly increased to about 360 kJ / cm by using two electrodes, the heat effect on the steel sheet is large, and when high properties (strength and toughness) are required for the joint, such properties are satisfied. It becomes very difficult.
  • this two-electrode electrogas arc welding apparatus it is indispensable to provide a ceramic backing on the back surface and a water-cooled copper metal pressing mechanism on the front surface (welder side) in the groove.
  • JP 2009-61483 A JP 2010-115700 A JP 2001-205436 A Japanese Patent Laid-Open No. 10-118771
  • the present invention provides a vertical narrow gap gas shielded arc welding method that enables high-quality and high-efficiency welding of thick steel materials by utilizing high-performance and high-precision welding automation technology. For the purpose.
  • the inventors have conducted intensive research on welding conditions in the case of applying vertical narrow groove gas shielded arc welding to a thick steel material.
  • narrow gap gas shielded arc welding in the vertical direction of thick steel materials, it is necessary to obtain the desired mechanical properties in the weld metal and the heat affected zone, and to improve the welding efficiency. It was found that it is important to suppress the welding heat input per pass by narrowing the thickness of the weld or by performing multi-pass welding of two or more passes.
  • the gist configuration of the present invention is as follows. 1. Vertical narrow gap gas shielded arc welding method in which two steel plates with a groove angle of 25 ° or less and a groove gap of 20 mm or less and a thickness of 10 mm or more are joined by single layer welding or multilayer welding using weaving.
  • welding of the first layer welding is performed using a welding torch having a bent portion and a tip portion defined by the bent portion, and at that time, when the weaving is performed on the groove surface of the thick steel material, the tip of the welding torch Swinging toward the groove surface of the thick steel material, and using the welding position at the reference position as a reference position where the tip of the welding torch is aligned with the weld line direction when viewed from the plate thickness direction of the thick steel material
  • the angle ⁇ 1 with respect to the horizontal direction of the tip of the torch is 10 ° to 45 °
  • the swing angle ⁇ 2 of the tip of the welding torch from the reference position is 10 ° to 60 °
  • the joining depth in the first layer welding is 10 mm or more, Vertical narrow gap gas shielded arc welding method.
  • High-quality and high-efficiency narrow groove gas shielded arc welding can be performed.
  • the welding method of the present invention has a smaller amount of welding than ordinary gas shielded arc welding, and can achieve energy saving by increasing the efficiency of welding, so that the welding construction cost can be greatly reduced.
  • a water-cooling type copper metal pressing mechanism for preventing dripping of molten metal as in the electrogas arc welding apparatus shown in Patent Document 4 is unnecessary, so that the apparatus is not complicated.
  • welding heat input per pass can be suppressed by multipass welding with a predetermined groove shape, the desired mechanical characteristics of the weld metal and steel material heat affected zone can be obtained. Ensuring is easy.
  • Examples of various groove shapes are shown.
  • the construction procedure when constructing the first layer welding by the welding method according to one embodiment of the present invention is shown.
  • a V-shaped groove shape an example of a groove section after first layer welding is shown. It shows the weaving pattern of the welding torch as seen from the weld line direction in the weaving of the first layer welding.
  • 1A to 1C show examples of various groove shapes.
  • reference numeral 1 is a thick steel material
  • 2 is a groove surface of the thick steel material
  • 3 is a groove in the lower part of the steel material (in the Y-shaped groove)
  • a groove angle is denoted by symbol ⁇
  • a groove gap is denoted by G.
  • T indicates the plate thickness
  • h indicates the groove height of the lower part of the steel material (in the Y-shaped groove).
  • the target groove shape here can be any of a V-shaped groove (including an I-shaped groove and a L-shaped groove) and a Y-shaped groove,
  • a multi-stage Y-shaped groove may be used.
  • the groove angle and the groove gap in the case of the Y-shaped groove are the groove angle and the groove gap in the groove of the steel lower step part.
  • the groove in the lower part of the steel material means 20 to 40% of the plate thickness from the steel material surface that becomes the back surface (the surface on the welding device (welding torch) side is the front surface and the opposite surface is the back surface) during welding. Means an area to the extent.
  • FIG. 2 shows the construction point at the time of constructing the first layer welding by the welding method according to the embodiment of the present invention in the V-shaped groove shape.
  • reference numeral 4 is a welding torch
  • 5 is a welding wire
  • 6 is a backing material.
  • this welding method is a gas shielded arc welding in which two thick steel materials having a predetermined plate thickness are butted and these thick steel materials are joined by vertical welding using weaving. Basically, upward welding with the traveling direction upward. Then, during the weaving with respect to the groove surface of the thick steel material, the tip of the welding torch is swung toward the groove surface of the thick steel material.
  • the V-shaped groove shape is shown as an example, but the same applies to other groove shapes.
  • FIG. 3 is a schematic diagram showing a swinging state of the welding torch during weaving with respect to the groove surface of the thick steel material
  • FIGS. 3 (a) and 3 (b) are respectively in the plate thickness direction (thick steel material of FIG. 2).
  • 2 shows a state in which the welding torch is at the reference position and a state in which the welding torch is swung at an angle of ⁇ 2 as viewed from the back surface (the side having the backing material).
  • FIG. 3C is a view taken in the direction of the arrow X in FIG. As shown in FIG.
  • the reference position is a position where the tip of the welding torch (center line, that is, the protruding direction of the welding wire) is aligned with the welding line direction when viewed from the thickness direction.
  • the groove surface (not shown) of the thick steel material to be melted is assumed to be on the left side of the drawing.
  • reference numeral 7 is a main body portion
  • 8 is a power feed tip
  • 9 is a bent portion
  • 10 is a tip portion.
  • the distal end portion 10 is a portion that is closer to the welding wire (not shown) than the bending portion 9.
  • the bending part 9 may be provided in any of the main-body part 7 and the electric power feeding chip 8 which comprise a welding torch, it is preferable to provide in the electric power feeding chip 8 from the surface of workability.
  • ⁇ 1 is an angle with respect to the horizontal direction of the tip of the welding torch at the reference position
  • ⁇ 2 is a swinging angle of the tip of the welding torch from the reference position
  • ⁇ 3 is a bending angle at a bending portion of the welding torch
  • l is a welding torch. This is the length of the tip, which is based on the center line of each part of the welding torch.
  • FIG. 4 shows an example of a groove cross section after first layer welding in a V-shaped groove shape.
  • reference numeral 11 denotes a weld bead
  • symbol D denotes a joining depth in the first layer welding
  • W denotes a weld bead width (gap between the grooves after the first layer welding) in the first layer welding.
  • the joining depth D in the first layer welding is the minimum value of the first layer weld bead height when starting from the steel surface that is the back surface during welding (the first layer weld bead height closest (low) from the starting steel surface). That is).
  • a V-shaped groove shape is shown as an example, but D and W are the same in other groove shapes.
  • Groove angle ⁇ 25 ° or less
  • welding when the groove angle exceeds 25 ° can be performed by a conventional construction method. For this reason, in this invention, construction is difficult with the conventional construction method, and the case where the groove angle is 25 ° or less at which higher efficiency is expected is targeted.
  • the groove angle is 0 °
  • I-shaped groove when the groove angle is 0 °, it is called a so-called I-shaped groove, and this 0 ° is the most efficient in terms of the amount of welding, and the groove angle is 0 °.
  • the thickness t (however, in the case of Y-shaped groove, the lower part of the steel material) It is preferable to set a groove angle according to the groove height h).
  • the groove angle is preferably (0.5 ⁇ t / 20) ° or more and (2.0 ⁇ t / 20) ° or less, more preferably (0.8 ⁇ t / 20) ° or more, (1.2 ⁇ t / 20) ° or less.
  • the groove angle is preferably 2.5 ° or more and 10 ° or less, more preferably 4 ° or more and 6 ° or less.
  • the upper limit of the preferred range exceeds 10 °. In this case, the upper limit of the preferred range is 10 °.
  • Groove gap G 20 mm or less
  • the groove gap exceeds 20 mm the molten metal tends to sag and is difficult to construct.
  • the range is preferably 4 mm or more and 12 mm or less.
  • the groove gap is more preferably 25% or less of the plate thickness of the thick steel material to be welded. More preferably, it is 20% or less.
  • the steel plate thickness should be 10 mm or more. This is because if the steel sheet thickness is less than 10 mm, a conventional joint, for example, a semi-automatic CO 2 arc welding using a semi-flux cored wire, a healthy joint while suppressing the heat input of welding. This is because there are cases in which Preferably it is 20 mm or more, More preferably, it is 25 mm or more. When a general rolled steel material is targeted, the upper limit of the plate thickness is generally 100 mm. Therefore, it is preferable that the upper limit of the thickness of the steel material targeted in the present invention is 100 mm or less.
  • high strength steel for example, ultra-thick YP460MPa class steel for shipbuilding (tensile strength of 570MPa class steel) and TMCP steel for construction SA440 (tensile strength of 590MPa class steel)
  • ultra-thick YP460MPa class steel for shipbuilding tensile strength of 570MPa class steel
  • TMCP steel for construction SA440 tensile strength of 590MPa class steel
  • heat input can be efficiently performed at 170 kJ / cm or less, and 590 MPa class high-tensile steel sheet and 590 MPa class corrosion-resistant steel that is a high alloy system can also be welded. Is possible. Of course, mild steel can be handled without problems.
  • the reason for limiting the groove angle, the groove gap, and the steel plate thickness has been described.
  • welding is performed with a heat input suitable for the above-described groove shape. It is important to perform welding efficiently while properly controlling conditions to obtain a predetermined joint depth.
  • the welding conditions and the joining depth will be described.
  • the angle ⁇ 1 10 ° to 45 ° with respect to the horizontal direction of the tip of the welding torch at the reference position
  • a welding torch using a welding torch having a bent portion and a tip defined by the bent portion is used.
  • tip part of the welding torch in a reference position shall be 10 degrees or more and 45 degrees or less. Preferably, it is 15 ° or more and 30 ° or less.
  • Swing angle ⁇ 2 of the tip of the welding torch from the reference position 10 ° or more and 60 ° or less
  • a welding torch having a bent portion and a tip portion defined by the bent portion is used.
  • the spread of the arc heat input range due to the weaving of the welding torch can suppress the dripping of the molten metal and can stabilize the bead shape.
  • ⁇ 2 is less than 10 °, the above effects cannot be obtained sufficiently, and welding defects and weld metal dripping occur.
  • [theta] 2 exceeds 60 [deg.]
  • the groove surface is excessively melted, resulting in a welding defect due to an undercut of the groove surface.
  • the rocking angle ⁇ 2 of the tip of the welding torch from the reference position is set to 10 ° to 60 °. Preferably, it is 25 ° or more and 45 ° or less.
  • the bending angle ⁇ 3 at the bending portion of the welding torch and the length l of the tip portion of the welding torch are not particularly limited, but from the viewpoint of controlling ⁇ 1 and ⁇ 2 within the above range, ⁇ 3 is set to 10 to It is preferable that l is in the range of 10 to 40 mm in the range of 45 °.
  • Joining depth D in first layer welding 10 mm or more
  • the joining depth in first layer welding needs to be 10 mm or more.
  • the joining depth in the first layer welding is 10 mm or more.
  • the upper limit of the joining depth in the first layer welding is the same as the upper limit of the thickness of the steel material, that is, about 100 mm.
  • the joining depth in initial layer welding shall be 60 mm or less. More preferably, it is 50 mm or less.
  • Weaving depth L in the plate thickness direction in the weaving of the welding torch 5 mm or more
  • the welding method of the present invention performs the weaving of the welding torch. It is also important to properly control the maximum weaving width M in the plate thickness direction and the direction perpendicular to the weld line, which will be described later.
  • the weaving depth L in the plate thickness direction and the maximum weaving width M in the plate thickness direction and the direction perpendicular to the weld line in various weaving patterns are as shown in FIGS. 5 (a) to 5 (d).
  • the weaving depth L and the maximum weaving width M in a direction perpendicular to the plate thickness direction and the welding line, which will be described later, do not take into account the oscillation of the tip of the welding torch, and the tip of the welding torch
  • the weaving depth and the maximum weaving width at the tip of the welding wire determined on the assumption that the welding wire is at the reference position. Further, the weaving pattern here is a locus of the welding wire tip when it is assumed that the tip of the welding torch is always at the reference position without considering the swing of the tip of the welding torch.
  • the welding depth and the weaving width in the plate thickness direction are approximately the same.
  • the weaving depth in the plate thickness direction is If it is less than 5 mm, it is difficult to make the joint depth in the first layer welding 10 mm or more. Therefore, the weaving depth in the plate thickness direction is preferably 5 mm or more. More preferably, it is 25 mm or more. Further, since the weaving depth in the thickness direction does not exceed the thickness, the upper limit is usually about 100 mm.
  • the weaving depth in the plate thickness direction when performing multi-layer welding, especially when the thickness of the steel material to be welded is 70 mm or more, if the weaving depth in the plate thickness direction exceeds 60 mm, the joining depth in the first layer welding will be 60 mm or less.
  • the weaving depth in the plate thickness direction when performing multilayer welding is 60 mm or less. More preferably, it is 50 mm or less.
  • the maximum weaving width in the direction of the plate thickness and the direction perpendicular to the welding line direction in the weaving of the welding torch M (W-6) mm to Wmm (W: weld bead width in the first layer welding)
  • W weld bead width in the first layer welding
  • the maximum weaving width in the plate thickness direction and the direction perpendicular to the weld line must be (W ⁇ 6) mm or more.
  • the maximum weaving width in the plate thickness direction and the direction perpendicular to the weld line is preferably (W ⁇ 6) mm to W mm. More preferably, it is (W-4) mm or more and (W-1) mm or less.
  • the weaving pattern of the welding torch is not particularly limited, and as shown in FIGS. 5 (a) to (d), a U-shape when viewed from the welding line direction (which coincides with the welding progress direction and is usually the vertical direction), It can be V-shaped, trapezoidal, triangular, etc.
  • the weaving at points A ⁇ B and C ⁇ D as shown in FIGS. 5A and 5B corresponds to the weaving with respect to the groove surface of the thick steel material. It will be a thing.
  • the tip of the welding torch in the weaving from point A to point B, the tip of the welding torch is swung toward the groove surface of the left thick steel material toward the paper surface, while in the weaving from point C to point D, the welding torch Is swung toward the groove surface of the thick steel material on the right side toward the paper surface.
  • the trajectory of the welding torch at each point where the direction of the welding torch changes may be squared. You may make it round.
  • a general trapezoidal and triangular weaving pattern that does not require reversal operation has a small apparatus load, but a welding torch operation at a location close to the welding surface side (point D of the trapezoidal weaving pattern in FIG. 5B) Due to the point A, the point C ⁇ the point A of the triangular weaving pattern in FIG.
  • a U-shaped or V-shaped weaving pattern without a torch operation on the welding surface side.
  • the welding torch operation is deviated from the groove surface (for example, from point A to point B in FIG. 5C).
  • the locus of the tip of the welding torch is no longer parallel to the groove surface (side close to the welding torch) and the groove surface cannot be uniformly melted, and welding defects such as poor fusion are likely to occur. Therefore, in such a case, it is optimal to use a U-shaped weaving pattern in which it is easy to operate the welding torch parallel to the groove surface.
  • the steel material at the deepest point of the welding wire tip during weaving in the plate thickness direction (for example, points B and C in FIGS. 5 (a) and 5 (b), point B in FIGS. 5 (c) and 5 (d)).
  • the distance a from the back surface is usually about 2 to 5 mm.
  • M 1 , M 2 and M 3 in FIGS. 5A and 5B are 2 to 18 mm, 0 to 10 mm, 0 About 10mm.
  • the frequency and stop time during weaving are not particularly limited.
  • the frequency is 0.25 to 0.5 Hz (preferably 0.4 to 0.5 Hz).
  • the time may be about 0 to 0.5 seconds (preferably 0.2 to 0.3 seconds).
  • Total amount of weld metal S and O in the first layer welding 450 mass ppm or less
  • the molten metal is prevented from dripping and has a stable weld bead shape (no irregularities)
  • it is important to manage the S amount and O amount that reduce the surface tension and viscosity of the molten metal at a low level.
  • the total amount of S and O of the weld metal exceeds 450 mass ppm (hereinafter also simply referred to as ppm), the convection of the weld metal becomes outward on the surface in addition to the decrease in surface tension and viscosity, The high-temperature weld metal convects from the center toward the periphery, the molten metal spreads, and the dripping of the molten metal is likely to occur. For this reason, it is preferable that the total amount of S and O of the weld metal, which controls the surface tension and viscosity of the molten metal and the molten metal flow, is 450 ppm or less. More preferably, it is 400 ppm or less. The lower limit is not particularly limited, but is preferably 15 ppm.
  • the welding wire usually contains 0.010 to 0.025 mass% of S for the purpose of lowering the surface tension and flattening the weld bead.
  • S surface tension
  • O organic compound
  • the welding wire usually contains 0.010 to 0.025 mass% of S for the purpose of lowering the surface tension and flattening the weld bead.
  • S surface tension
  • O organic compound
  • the amount of O in the weld metal increases due to the oxidation of CO 2 in the shielding gas. For example, when 100% CO 2 gas is used as the shielding gas, the amount of O in the weld metal increases by about 0.040 to 0.050 mass%.
  • addition of Si and Al to the welding wire is effective in addition to the reduction of O which is usually contained in the welding wire itself by about 0.003 to 0.006 mass%. It is also effective to increase the welding current and arc voltage so that the slag metal reaction (deoxidation reaction) in the molten metal, the slag aggregation, and the surface of the weld bead are sufficiently lifted.
  • N amount of weld metal in first layer welding 120 ppm or less Nitrogen (N) in the weld metal is discharged from the weld metal and becomes bubbles during solidification. Generation
  • production of this bubble causes the vibration of a molten metal surface, and causes dripping of a molten metal.
  • the amount of N in the weld metal in the first layer welding is preferably 120 ppm or less. More preferably, it is 60 ppm or less. The lower limit is not particularly limited, but is preferably 25 ppm.
  • the welding wire contains nitrogen (N) as an impurity in an amount of 50 to 80 ppm.
  • N nitrogen
  • the amount of N in the weld metal increases by about 20 to 120 ppm due to the mixing of impurities in the shielding gas and the atmosphere.
  • the inner diameter of the nozzle for arc welding is usually about 16 to 20 mm, it is difficult to completely shield the weld metal part with a joining depth exceeding this nozzle inner diameter using such a nozzle.
  • the amount of N in the weld metal may exceed 200 ppm.
  • a gas shield system different from the normal arc welding nozzle is provided. It is effective to suppress the mixing of air into the weld metal.
  • Total amount of Si and Mn in the welding wire used in the first layer welding 1.5% to 3.5% by mass
  • an appropriate amount of slag is used. It is important to form.
  • the slag is mainly composed of SiO 2 and MnO, and the amount of this slag greatly depends on the total amount of Si and Mn of the welding wire.
  • a slag amount sufficient to prevent dripping of the molten metal may not be obtained.
  • the total amount of Si and Mn in the welding wire used in the first layer welding is preferably 1.5% by mass or more and 3.5% by mass or less. More preferably, it is 1.8 mass% or more and 2.8 mass% or less.
  • Total amount of Ti, Al and Zr of welding wire used in first layer welding 0.08 mass% or more and 0.50 mass% or less Important role to prevent dripping of molten metal and to obtain stable weld bead shape appearance It is TiO 2 , Al 2 O 3, and Zr 2 O 3 that greatly affects the physical properties (viscosity) of the slag that fulfills the above.
  • the total of the Ti amount, Al amount and Zr amount of the welding wire is less than 0.08 mass%, the slag viscosity effective to prevent the dripping of the molten metal may not be obtained.
  • the total amount of Ti, Al and Zr in the welding wire used in the first layer welding is preferably 0.08% by mass or more and 0.50% by mass or less. More preferably, it is 0.15 mass% or more and 0.25 mass% or less.
  • the components of the welding wire other than those described above may be appropriately selected according to the components of the thick steel material to be welded.
  • S Welding wire (0.03% by mass or less, O: 0.01% by mass or less, N: 0.01% by mass or less, Si: 0.05 to 0.80% by mass, Al: 0.005 to 0.050% by mass) (for example, JIS Z 3312 YGW18 Or JIS Z 3319 YFEG-22C) is preferred.
  • Shielding gas composition 20% by volume or more of CO 2 gas
  • the penetration of the weld is governed by the gouging effect of the arc itself and the convection of the weld metal at high temperature.
  • the convection of the weld metal is inward, the hot weld metal convects from the top to the bottom, so the penetration directly under the arc increases.
  • the convection of the weld metal is directed outward, the high-temperature weld metal is convected from the center in the left-right direction, the weld bead expands and the penetration of the groove surface increases.
  • the convection of the weld metal should be inward. Is preferred.
  • the CO 2 gas has an arc by a dissociative endothermic reaction. It has the effect of constricting and making the convection of the weld metal more inward. Therefore, the shielding gas composition is preferably 20% by volume or more of CO 2 gas. More preferably, it is 60 volume% or more. Note that the remainder other than the CO 2 gas may be an inert gas such as Ar. Further, CO 2 gas: it may be 100 vol%.
  • Weld heat input 30 kJ / cm or more and 170 kJ / cm or less
  • the welding heat input becomes too large, it becomes difficult to ensure the strength and toughness of the weld metal, and it becomes difficult to ensure toughness by suppressing the softening of the heat affected zone of the steel material and coarsening of the crystal grains.
  • the welding heat input exceeds 170 kJ / cm
  • a dedicated wire that takes into account the dilution of the steel material is indispensable in order to secure the properties of the weld metal, and even a steel material with a design that can withstand the heat input is indispensable.
  • the heat input is high, and if the heat input is less than 30 kJ / cm in a narrow groove, melting of the groove surface is insufficient.
  • the welding heat input is preferably 30 kJ / cm or more and 170 kJ / cm or less. More preferably, it is 90 kJ / cm or more and 160 kJ / cm or less.
  • the penetration of the weld is affected by the directivity of the arc and the gouging effect. Therefore, it is preferable that the polarity of the welding is a wire minus (positive polarity) having a higher arc directivity and a gouging effect.
  • the average welding current is less than 270A, the weld pool is small, and on the surface side, it becomes a state of multi-layer welding that repeats melting and solidification for each torch weaving, resulting in poor fusion, slag Entrainment is likely to occur.
  • the average welding current exceeds 420 A, the molten (welded) metal tends to sag, and it becomes difficult to check the arc point due to welding fume and sputtering, making adjustment during construction difficult.
  • the average welding current is preferably 270 to 420 A.
  • welding voltage 28 to 50 V (increase with current)
  • welding speed upward
  • wire Protrusion length 15-45mm
  • wire diameter 1.2-1.6mm
  • the number of stacks until the completion of welding is preferably about 2 to 4 layers from the viewpoint of preventing stacking faults.
  • the welding conditions in each layer other than the first layer are not particularly limited, and may follow a regular method.
  • the welding conditions may be the same as those described above for the first layer. Note that the welding method of the present invention is based on welding of one pass per layer.
  • a welding torch ( ⁇ 3: 30 °, l: 15mm) having a bent portion in a power feed tip as shown in FIG. 3 is used on the two steel materials having the groove shape shown in Table 1 under the welding conditions shown in Table 2. Then, the gas grooved arc welding was conducted with the narrow groove standing upward.
  • steel materials YP460 MPa class steel materials of S: 0.005 mass% or less, O: 0.003 mass% or less, and N: 0.004 mass% or less were used. Note that gas cutting was used for the groove processing of the steel material, and the groove surface was not subjected to maintenance such as grinding.
  • As the welding wire a 1.2 mm ⁇ solid wire of a grade for steel strength or one rank higher than that was used.
  • the welding wires used were S: 0.005 mass% or less, O: 0.003 mass% or less, N: 0.005 mass% or less, Si: 0.6 to 0.8 mass%, Al: 0.005 to 0.030 mass%.
  • the welding current is 250-430A
  • the welding voltage is 28-44V (increase with current)
  • the average welding speed is 1.0-34.9cm / min (adjusted during welding)
  • the average wire protrusion length is 15-28mm
  • the welding length was 400 mm.
  • welding was performed by providing a gas shield system different from the normal arc welding nozzle. For No.2, No.20, No.21 and No.22, two steel materials are joined by single-layer welding consisting only of the first layer welding, and for the other cases, two steel materials are joined by multi-layer welding. Joined.
  • the bead width and the joint depth were measured by observing the cross-sectional macrostructure at 5 points arbitrarily selected.
  • the maximum measured value was the bead width W
  • the minimum measured value was the joint depth D.

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Abstract

所定の開先条件として、板厚：10mm 以上の２枚の厚鋼材（１）を、ウイービングを用いる一層溶接または多層溶接により接合する立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法において、曲げ部とこの曲げ部によって画定される先端部とをそなえる溶接トーチ（４）を用いて、初層溶接のウイービングを行うものとし、その際、厚鋼材の開先面（２）に対するウイービング時に、所定の条件で溶接トーチの先端部を厚鋼材の開先面に向けて揺動させる。

Description

立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法
　本発明は、狭開先ガスシールドアーク溶接方法に関するものであって、特には２枚の厚鋼材の突き合わせ溶接に適用することができる、立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法に関するものである。
　ここで、「狭開先」とは、開先角度が25°以下でかつ開先ギャップが20mm以下であることを意味する。
　鋼の溶接施工に用いられるガスシールドアーク溶接は、CO2単独のガス、あるいはArとCO2との混合ガスを溶融部のシールドに用いる消耗電極式が一般的であり、自動車、建築、橋梁および電気機器等の製造分野において幅広く用いられている。
　ところで近年、鋼構造物の大型化・厚肉化に伴い、製作過程での溶接、特に鋼材の突き合わせ溶接における溶着量が増大し、さらには溶接施工に多くの時間が必要となり、施工コストの増大を招いている。
　これを改善する方法として、板厚に対して小さい間隙の開先をアーク溶接法により多層溶接する、狭開先ガスシールドアーク溶接の適用が考えられる。この狭開先ガスシールドアーク溶接は、通常のガスシールドアーク溶接と比べ溶着量が少なくなるので、溶接の高能率化・省エネルギー化が達成でき、ひいては施工コストの低減をもたらすものと期待される。
　一方、立向きの高能率溶接には、通常、エレクトロスラグ溶接が適用されているが、１パス大入熱溶接が基本であり、板厚が60mmを超える溶接では入熱過多となり靭性低下が懸念されている。また、１パス溶接には板厚の限界があり、特に板厚が65mmを超える溶接は、未だ技術確立できていないのが現状である。
　このため、狭開先ガスシールドアーク溶接を立向き溶接に適用した、高品質でかつ高能率な溶接方法を開発することが望まれている。
　このような狭開先ガスシールドアーク溶接を立向き溶接に適用した溶接方法として、例えば、特許文献１には、両面Ｕ型開先継手を対象とする両側多層溶接方法が開示されている。この溶接方法では、イナートガスを用いたTIG溶接による積層溶接を行っており、イナートガスを用いることでスラグやスパッタの発生を抑制し、積層欠陥を防ぐこととしている。
　しかしながら、非消耗電極式であるTIG溶接は、消耗電極である鋼ワイヤを用いるMAG溶接やCO2溶接と比較して、溶接法そのものの能率が大きく劣る。
　また、特許文献２には、スパッタや融合不良を抑制するために溶接トーチのウイービングを行う、狭開先の立向き溶接方法が開示されている。
　しかし、この溶接方法では、溶接トーチのウイービング方向が、開先深さ方向ではなく、鋼板表面方向であるため、溶融金属が垂れる前に溶接トーチをウイービングさせる必要があり、結果的に溶接電流を150A程度の低電流とし、１パス当たりの溶着量（≒入熱量）を抑える必要が生じる。
　そのため、この溶接方法を板厚の大きい厚鋼材の溶接に適用する場合には、少量多パスの積層溶接となって、溶け込み不良等の積層欠陥が多くなる他、溶接能率が大きく低下する。
　さらに、特許文献３には、特許文献２と同様、融合不良を抑制するために溶接トーチのウイービングを行う、立向き溶接方法が開示されている。
　ここで開示される面角度（開先角度）は26.3～52°と広めではあるが、溶接トーチのウイービングは開先深さ方向に対しても行われる。そのため、特許文献３の立向き溶接方法では、１パス当たりの溶着量を比較的多くとることが可能である。
　しかし、開先深さ方向のウイービング量が小さく、また溶接金属および溶接ワイヤ組成が考慮されていないため、１パス当たりの溶着量（≒入熱量）を抑える必要が生じ、１パス当たりの溶接深さは10mm程度と浅くなる。
　そのため、この溶接方法を板厚の大きい厚鋼材の溶接に適用する場合には、やはり少量多パスの積層溶接となって、溶け込み不良等の積層欠陥が多くなる他、溶接能率が低下する。
　また、特許文献４には、極厚材の１パス溶接を可能にした２電極のエレクトロガスアーク溶接装置が開示されている。
　この２電極のエレクトロガスアーク溶接装置の使用により、板厚：70mm程度までの厚鋼材の接合が可能になる。しかし、２電極化により入熱量が360kJ/cm程度と大幅に増加するため、鋼板への熱影響が大きく、継手に高い特性（強度、靭性）が要求される場合、このような特性を満足させることが非常に困難となる。
　また、この２電極のエレクトロガスアーク溶接装置では、開先において、裏面側にはセラミックの裏当てを、表面（溶接機側）には水冷式の銅当金の押し付け機構を設けることが不可欠であり、溶融金属の垂れの心配が無い反面、溶接装置が複雑となる。
　なお、この２電極のエレクトロガスアーク溶接装置では、表面（溶接機側）に銅当金の押し付け機構を設けることが不可欠であるため、１パス溶接が基本であり、多パスの積層溶接として低入熱化を図ることは困難である。
特開２００９－６１４８３号公報 特開２０１０－１１５７００号公報 特開２００１－２０５４３６号公報 特開平１０－１１８７７１号公報
　上記したように、厚鋼材の溶接に適用することができる、高品質でかつ高能率な立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法は、未だ開発されていないのが現状である。
　一方、溶接自動化技術（溶接ロボット）の軽量・高機能・高精度化が進み、これまで困難であった開先形状と溶接姿勢に適した溶接トーチのウイービングが可能となり、このような溶接自動化技術を活用することにより、鋼材、開先形状、溶接姿勢および溶接材料（ワイヤ）に適した溶接施工（条件設定）が可能となってきている。
　本発明は、高機能でかつ高精度の溶接自動化技術を活用することにより、高品質でかつ高能率な厚鋼材の溶接を可能ならしめた、立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法を提供することを目的とする。
　さて、発明者らは、上記の課題を解決すべく、厚鋼材に立向き狭開先ガスシールドアーク溶接を適用する場合の溶接条件について、鋭意研究を重ねた。
　その結果、厚鋼材の立向きの狭開先ガスシールドアーク溶接を行うにあたり、溶接金属および熱影響部において所望の機械的特性を得るとともに、溶接の高能率化を実現するには、開先ギャップをより狭くするか、あるいは２パス以上の多層溶接とすることにより、１パスあたりの溶接入熱量を抑制することが重要であることを知見した。
　しかし、このように１パスあたりの溶接入熱量を抑制する場合であっても、溶接欠陥の発生などを防止しながら、十分な接合深さ（溶接深さ）、特に初層溶接において十分な接合深さを得ることが必要となる。そこで、発明者らは、これを可能とする溶接条件について、さらに研究を進めた。
　その結果、曲げ部とこの曲げ部によって画定される先端部とをそなえる溶接トーチを用いて、初層溶接のウイービングを行うものとし、その際、厚鋼材の開先面に対するウイービング時に、適正な条件で溶接トーチの先端部を厚鋼材の開先面に向けて揺動させることが重要であり、これによって、開先面を十分に溶融させて溶接欠陥の発生防止を図りつつ、十分な接合深さを確保でき、さらには高電流の立向き溶接において問題となる溶融金属の垂れの抑制を含むビード形状の安定化を図ることができるとの知見を得た。
　本発明は、上記の知見に立脚し、さらに検討を重ねて完成させたものである。
　すなわち、本発明の要旨構成は次のとおりである。
１．開先角度を25°以下、開先ギャップを20mm以下として、板厚：10mm以上の２枚の厚鋼材を、ウイービングを用いる一層溶接または多層溶接により接合する立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法において、
　曲げ部と該曲げ部によって画定される先端部とをそなえる溶接トーチを用いて、初層溶接のウイービングを行うものとし、その際、該厚鋼材の開先面に対するウイービング時に、該溶接トーチの先端部を該厚鋼材の開先面に向けて揺動させ、該厚鋼材の板厚方向から見て該溶接トーチの先端部が溶接線方向と揃う位置を基準位置として、該基準位置における該溶接トーチの先端部の水平方向に対する角度θ１を10°以上45°以下、該基準位置からの該溶接トーチの先端部の揺動角度θ２を10°以上60°以下とし、
　該初層溶接における接合深さを10mm以上とする、
立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
２．前記接合を一層溶接とし、かつ前記開先ギャップを前記厚鋼材の板厚の25％以下とする前記１に記載の立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
３．前記接合を多層溶接とし、かつ前記初層溶接における接合深さを25mm以上60mm以下とする前記１に記載の立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
４．前記初層溶接のウイービングにおいて、溶接線方向から見た溶接トーチのウイービングパターンがコ字形である前記１～３のいずれかに記載の立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
５．前記初層溶接における溶接金属のＳ量およびＯ量の合計が450質量ppm以下でかつ、Ｎ量が120質量ppm以下である前記１～４のいずれかに記載の立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
６．前記初層溶接で用いる溶接ワイヤのSi量およびMn量の合計が1.5質量％以上3.5質量％以下である前記１～５のいずれかに記載の立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
７．前記初層溶接で用いる溶接ワイヤのTi量、Al量およびZr量の合計が0.08質量％以上0.50質量％以下である前記１～６のいずれかに記載の立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
８．シールドガスとして20体積％以上のCO2ガスを含有するガスを用いる前記１～７のいずれかに記載の立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
９．前記初層溶接において、平均溶接電流が270A以上420A以下の範囲である前記１～８のいずれかに記載の立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
　本発明によれば、板厚が10mm以上の厚鋼材を溶接する場合であっても、立向き溶接において問題となる溶融金属の垂れ抑制を含むビード形状の安定化と溶接欠陥発生を防止しつつ、高品質でかつ高能率な狭開先ガスシールドアーク溶接を実施することができる。
　そして、本発明の溶接方法は、通常のガスシールドアーク溶接と比べ溶着量が少なく、溶接の高能率化による省エネルギー化も達成できるので、溶接施工コストの大幅な低減が可能となる。
　また、本発明の溶接方法では、特許文献４に示したエレクトロガスアーク溶接装置のような溶融金属の垂れ落ちを防止する水冷式の銅当金の押し付け機構は不要なので、装置の複雑化を回避することができ、さらには、多パスかつ所定の開先形状での溶接施工により１パス当たりの溶接入熱を抑制することができるので、溶接金属および鋼材熱影響部で所望とする機械的特性の確保が容易となる。
各種開先形状の例を示すものである。 Ｖ形の開先形状において、本発明の一実施形態に係る溶接方法により初層溶接を施工する際の施工要領を示すものである。 厚鋼材の開先面に対するウイービング時における、溶接トーチの揺動状態を示す模式図である。 Ｖ形の開先形状において、初層溶接を施した後の開先断面の一例を示すものである。 初層溶接のウイービングにおける、溶接線方向から見た溶接トーチのウイービングパターンを示すものである。
　以下、本発明を具体的に説明する。
　図１（ａ）～（ｃ）は、各種開先形状の例を示すものである。図中、符号１が厚鋼材、２が厚鋼材の開先面、３が（Ｙ形開先における）鋼材下段部の開先であり、記号θで開先角度を、Ｇで開先ギャップを、ｔで板厚を、ｈで（Ｙ形開先における）鋼材下段部の開先高さを示す。
　同図で示したように、ここで対象とする開先形状は、Ｖ形開先（Ｉ形開先およびレ形開先を含む）およびＹ形開先のいずれとすることも可能であり、また図１（ｃ）に示すように多数段のＹ形開先とすることも可能である。
　なお、図１（ｂ）および（ｃ）に示すように、Ｙ形開先の場合の開先角度および開先ギャップは、鋼材下段部の開先における開先角度および開先ギャップとする。ここで、鋼材下段部の開先とは、溶接時に裏面（溶接装置（溶接トーチ）側の面を表面、その反対側の面を裏面とする）となる鋼材面から板厚の20～40％程度までの領域を意味する。
　また、図２は、Ｖ形の開先形状において、本発明の一実施形態に係る溶接方法により初層溶接を施工する際の施工要領を示すものである。図中、符号４が溶接トーチ、５が溶接ワイヤ、６が裏当て材である。なお、溶接線、溶融池および溶接ビードについては、図示を省略している。
　ここに、この溶接方法は、図２に示すように、所定の板厚となる２枚の厚鋼材を突き合わせ、これらの厚鋼材を、ウイービングを用いる立向き溶接により接合するガスシールドアーク溶接であり、進行方向を上向きとする上進溶接を基本とする。そして、厚鋼材の開先面に対するウイービング時に、溶接トーチの先端部をこの厚鋼材の開先面に向けて揺動させるのである。
　なお、ここでは、Ｖ形の開先形状を例にして示したが、他の開先形状でも同様である。
　さらに、図３は、厚鋼材の開先面に対するウイービング時における、溶接トーチの揺動状態を示す模式図であり、図３（ａ）および（ｂ）はそれぞれ板厚方向（図２の厚鋼材の裏面（裏当て材のある側））から見た溶接トーチが基準位置にある状態および溶接トーチがθ２の角度で揺動した状態を示すものである。図３（ｃ）は、図３（ａ）のＸ矢視図である。なお、基準位置とは、図３（ａ）のように、板厚方向から見て溶接トーチの先端部（中心線、つまり溶接ワイヤの突き出し方向）が溶接線方向と揃う位置である。また、図３（ａ）および（ｂ）では、溶融させようとする厚鋼材の開先面（図示省略）が、紙面向かって左側にあるものとする。
　図中、符号７が本体部、８が給電チップ、９が曲げ部、１０が先端部である。ここで、先端部１０は、曲げ部９よりも溶接ワイヤ（図示省略）側となる部分である。なお、曲げ部９は、溶接トーチを構成する本体部７および給電チップ８のいずれに設けてもよいが、施工性の面などからは、給電チップ８に設けることが好ましい。
　また、θ１は基準位置における溶接トーチの先端部の水平方向に対する角度、θ２は基準位置からの溶接トーチの先端部の揺動角度、θ３は溶接トーチの曲げ部における曲げ角度、ｌは溶接トーチの先端部の長さであり、これらはそれぞれ溶接トーチ各部の中心線を基準とする。
　また、図４は、Ｖ形の開先形状において、初層溶接を施した後の開先断面の一例を示すものである。図中、符号１１が溶接ビードであり、記号Ｄで初層溶接における接合深さを、Ｗで初層溶接における溶接ビード幅（初層溶接後の開先間のギャップ）を示す。
　なお、初層溶接における接合深さＤは、溶接時に裏面となる鋼材面を起点とした場合の初層溶接ビード高さの最小値（起点の鋼材面から最も近い（低い）初層溶接ビード高さ）である。ここでは、Ｖ形の開先形状を例にして示したが、他の開先形状でもＤおよびＷは同様である。
　次に、本発明の溶接方法において、開先角度、開先ギャップおよび鋼材の板厚を前記の範囲に限定した理由について説明する。
開先角度θ：25°以下
　鋼材の開先部は小さいほどより早く高能率な溶接を可能とする反面、融合不良等の欠陥が生じやすい。また、開先角度が25°を超える場合の溶接は、従来の施工方法でも実施可能である。このため、本発明では、従来の施工方法では施工が困難であり、かつ一層の高能率化が見込まれる開先角度：25°以下の場合を対象とする。
　なお、Ｖ形開先において、開先角度が0°の場合はいわゆるＩ形開先と呼ばれ、溶着量の面からはこの0°の場合が最も効率的であり、開先角度が0°（Ｉ形開先）であってもよいが、溶接熱ひずみにより溶接中に開先が閉じてくるため、これを見込んで、板厚ｔ（ただし、Ｙ形開先の場合には鋼材下段部の開先高さｈ）に応じた開先角度を設定することが好ましい。
　具体的には、開先角度は（0.5×ｔ／20）°以上、（2.0×ｔ／20）°以下とすることが好ましく、さらに好ましくは（0.8×ｔ／20）°以上、（1.2×ｔ／20）°以下である。例えば、板厚ｔが100mmの場合、開先角度は2.5°以上、10°以下が好ましく、さらに好ましくは4°以上、6°以下である。
　ただし、板厚ｔが100mmを超えると、好適範囲の上限は10°を超えるようになるが、この場合の好適範囲の上限は10°とする。
開先ギャップＧ：20mm以下
　鋼材の開先部は小さいほど、より早く高能率な溶接を可能とする。また、開先ギャップが20mmを超える場合の溶接は、溶融金属が垂れ易く施工が困難である。その対策には、溶接電流を低く抑えることが必要となるが、スラグ巻込み等の溶接欠陥が発生し易くなる。そのため、開先ギャップは20mm以下の場合を対象とする。好ましくは4mm以上、12mm以下の範囲である。また、特に、初層溶接のみからなる一層溶接により接合する場合には、開先ギャップは、被溶接材となる厚鋼材の板厚の25％以下とすることがより好ましい。さらに好ましくは20％以下である。
板厚ｔ：10mm以上
　鋼材の板厚は10mm以上とする。というのは、鋼材の板厚が10mm未満であれば、従来の溶接方法、例えば、半フラックスコアードワイヤを用いた半自動CO2アーク溶接を用いても、溶接入熱量を抑制しつつ健全な継手が得られる場合もあるからである。好ましくは20mm以上、より好ましくは25mm以上である。
　なお、一般の圧延鋼材を対象とする場合、板厚は一般に100mmが上限である。よって、本発明で対象とする鋼材の板厚の上限は100mm以下とすることが好ましい。
　また、被溶接材とする鋼種としては、高張力鋼（例えば、造船用極厚YP460MPa級鋼（引張強さ570MPa級鋼）や建築用TMCP鋼SA440（引張強さ590MPa級鋼））が特に好適である。というのは、高張力鋼は、溶接入熱制限が厳しく、溶接金属に割れが生じ易い他、溶接熱影響により要求される継手強度や靭性が得られない。これに対し、本発明の一実施形態に係る溶接方法では、入熱量：170ｋJ/cm以下で効率良く溶接が可能であり、590MPa級高張力鋼板、高合金系となる590MPa級耐食鋼の溶接も可能である。当然、軟鋼にも問題なく対応できる。
　以上、本発明の溶接方法において、開先角度、開先ギャップおよび鋼材の板厚を限定した理由について説明したが、本発明の溶接方法では、上記した開先形状に適した入熱量で、溶接条件を適正に制御しながら効率良く溶接し、所定の接合深さを得ることが重要である。
　以下、この溶接条件および接合深さについて説明する。
基準位置における溶接トーチの先端部の水平方向に対する角度θ１：10°以上45°以下
　図３のように、曲げ部とこの曲げ部によって画定される先端部とをそなえる溶接トーチを用いて、溶接トーチの先端部を厚鋼材の開先面に向けて揺動させながらウイービングを行うことにより、給電チップと厚鋼材の開先面の接触を回避しつつワイヤ先端を開先面に近づけることが可能になる。また、ワイヤ先端部も開先面に向くこととなるので、アークによる開先面の直接溶融が可能となる。このため、１パスあたりの溶接入熱量を抑制する場合であっても、開先面を十分に溶融させて溶接欠陥の発生を抑制できる。さらに、溶接トーチのウイービングによるアーク入熱範囲の広がりにより、溶融金属の垂れ落ちを抑制して、ビード形状の安定化を図ることもできる。
　しかし、θ１が10°未満になると、上記の効果が十分に得られず、溶接欠陥や溶接金属の垂れ落ちが発生する。一方、θ１が45°を超えると、溶接トーチの曲げ部におけるワイヤの送給抵抗が増大して、溶接を安定的に継続することが困難となり、やはり溶接欠陥や溶接金属の垂れ落ちが発生する。このため、基準位置における溶接トーチの先端部の水平方向に対する角度θ１は10°以上45°以下とする。好ましくは、15°以上、30°以下である。
基準位置からの該溶接トーチの先端部の揺動角度θ２：10°以上60°以下
　上述したように、曲げ部とこの曲げ部によって画定される先端部とをそなえる溶接トーチを用いて、溶接トーチの先端部を厚鋼材の開先面に向けて揺動させながらウイービングを行うことにより、給電チップと厚鋼材の開先面の接触を回避しつつワイヤ先端を開先面に近づけることが可能になる。また、ワイヤ先端部も開先面に向くこととなるので、アークによる開先面の直接溶融が可能となる。このため、１パスあたりの溶接入熱量を抑制する場合であっても、開先面を十分に溶融させて溶接欠陥の発生を抑制できる。さらに、溶接トーチのウイービングによるアーク入熱範囲の広がりにより、溶融金属の垂れ落ちを抑制して、ビード形状の安定化を図ることもできる。
　しかし、θ２が10°未満になると、上記の効果が十分に得られず、溶接欠陥や溶接金属の垂れ落ちが発生する。一方、θ２が60°を超えると、開先面が過剰に溶融し、開先面のアンダカットによる溶接欠陥が生じる。このため、基準位置からの溶接トーチの先端部の揺動角度θ２は10°以上60°以下とする。好ましくは、25°以上、45°以下である。
　なお、溶接トーチの曲げ部における曲げ角度θ３および溶接トーチの先端部の長さｌは、特に限定されるものではないが、θ１およびθ２を上記の範囲に制御する観点からは、θ３を10～45°の範囲に、ｌを10～40mmの範囲とすることが好ましい。
初層溶接における接合深さＤ：10mm以上
　被溶接材とする厚鋼材を、所定の開先形状として溶接するには、初層溶接における接合深さを10mm以上とする必要がある。また、初層溶接における接合深さが10mm未満では、溶接熱が集中するため、溶融金属の垂れが発生する。従って、初層溶接における接合深さは10mm以上とする。好ましくは25mm以上である。なお、初層溶接における接合深さの上限は、鋼材の板厚の上限と同じ、つまり100mm程度である。
　ただし、多層溶接を行う場合、特に被溶接材となる鋼材の板厚が70mm以上の場合、初層溶接における接合深さが60mmを超えると、溶接入熱が過多となりやすい他、高温割れや、溶接中の熱が分散することによる開先面の融合不良、スラグ巻き込みなどの溶接欠陥が発生するおそれがある。よって、多層溶接を行う場合、初層溶接における接合深さは60mm以下とすることが好ましい。より好ましくは、50mm以下である。
　以上、基本条件について説明したが、本発明の溶接方法では、以下の条件をさらに満足させることが好適である。
溶接トーチのウイービングにおける板厚方向へのウイービング深さＬ：5mm以上
　本発明の溶接方法は溶接トーチのウイービングを行うものであるが、この溶接トーチのウイービングにおける板厚方向へのウイービング深さＬならびに後述する板厚方向および溶接線に直角な方向へのウイービング最大幅Ｍを適正に制御することも重要である。
　ここで、各種ウイービングパターンにおける板厚方向へのウイービング深さＬならびに板厚方向および溶接線に直角な方向へのウイービング最大幅Ｍは、図５（ａ）～（ｄ）に示すとおりになる。
　なお、ここでいうウイービング深さＬならびに後述する板厚方向および溶接線に直角な方向へのウイービング最大幅Ｍは、溶接トーチの先端部の揺動を考慮せず、溶接トーチの先端部が上記した基準位置にあると仮定して求めた溶接ワイヤ先端のウイービング深さおよびウイービング最大幅である。また、ここでいうウイービングパターンは、溶接トーチの先端部の揺動を考慮せず、この溶接トーチの先端部が常に上記した基準位置にあると仮定したときの溶接ワイヤ先端の軌跡である。
　ここで、本発明の溶接方法で基本とする立向き上進溶接においては、接合深さと板厚方向のウイービング幅は同程度になるため、多層溶接の場合、板厚方向へのウイービング深さが5mm未満では、初層溶接における接合深さを10mm以上とすることが困難である。したがって、板厚方向へのウイービング深さは、5mm以上とすることが好ましい。より好ましくは、25mm以上である。また、板厚方向へのウイービング深さは板厚を超えることはないので、通常、その上限は100mm程度である。
　ただし、多層溶接を行う場合、特に被溶接材となる鋼材の板厚が70mm以上の場合、板厚方向へのウイービング深さが60mmを超えると、初層溶接における接合深さを60mm以下とすることが困難となるだけでなく、溶接入熱量が過多となって、溶接金属や鋼材の熱影響部において所望の機械的特性を得ることが困難となる他、高温割れや、溶接中の熱が分散することによる開先面の融合不良、スラグ巻き込みなどの溶接欠陥が発生し易くなる。
　従って、多層溶接を行う場合における板厚方向へのウイービング深さは、60mm以下とすることが好ましい。より好ましくは、50mm以下である。
溶接トーチのウイービングにおける板厚方向および溶接線方向に直角な方向へのウイービング最大幅Ｍ：（Ｗ－6）mm以上Ｗmm以下（Ｗ：初層溶接における溶接ビード幅）
　開先面の未溶融を防ぐためには、板厚方向および溶接線に直角な方向へのウイービング最大幅を（Ｗ－6）mm以上とする必要がある。一方、板厚方向および溶接線に直角な方向へのウイービング最大幅がＷmmを超えると、溶融金属の垂れが生じ、溶接が成り立たなくなるおそれがある。
　従って、板厚方向および溶接線に直角な方向へのウイービング最大幅は、（Ｗ－6）mm以上Ｗmm以下とすることが好ましい。より好ましくは、（Ｗ－4）mm以上、（Ｗ－1）mm以下である。
　また、溶接トーチのウイービングパターンについては特に限定されず、図５（ａ）～（ｄ）に示すように、溶接線方向（溶接進行方向と一致し、通常は鉛直方向）から見てコ字形、Ｖ字形、台形および三角形等とすることができる。例えば、ウイービングパターンがコ字形または台形の場合、図５（ａ）および（ｂ）のようなＡ点→Ｂ点およびＣ点→Ｄ点のウイービングが、厚鋼材の開先面に対するウイービングに該当するものとなる。この場合、Ａ点→Ｂ点のウイービングでは、溶接トーチの先端部を紙面に向かって左側の厚鋼材の開先面に向けて揺動させる一方、Ｃ点→Ｄ点ののウイービングでは、溶接トーチの先端部を紙面に向かって右側の厚鋼材の開先面に向けて揺動させる。なお、Ｂ点→Ｃ点（台形の場合には、Ｄ点→Ａ点も含む）のウイービングでは、溶接トーチの先端部を揺動させなくてもよい。なお、図５（ａ）～（ｄ）中、溶接トーチの向きが変わる各点（図５（ａ）でいうとＢ点およびＣ点）での溶接トーチの軌跡は、角張るようにしても、丸みを帯びるようにしてもよい。
　ただし、立向き上進溶接においては、溶接表面側に近い箇所でのウイービングは溶融金属の垂れ落ちを生じさせ易く、さらに、溶接トーチ動作が開先面から外れると、開先面の均一な溶融が得られず、融合不良等の溶接欠陥が生じ易い。特に、反転動作を必要としない一般的な台形および三角形のウイービングパターンは、装置負荷が小さい反面、溶接表面側に近い箇所での溶接トーチ動作（図５（ｂ）における台形ウイービングパターンのＤ点→Ａ点、図５（ｄ）における三角形ウイービングパターンのＣ点→Ａ点）により、溶融金属の垂れ落ちが生じ易い。このため、溶融金属の垂れ落ちを抑制するという観点からは、溶接表面側でのトーチ動作のないコ字形またはＶ字形のウイービングパターンとすることが好ましい。
　さらに、Ｖ字形や三角形のウイービングパターンでは、開先ギャップが大きい（例えば、6mm以上）場合、溶接トーチ動作が開先面から外れてしまい（例えば、図５（ｃ）におけるＡ点→Ｂ点の動作において、溶接トーチ先端の軌跡が開先面（溶接トーチに近い側）と平行でなくなるなど）、開先面の均一な溶融が得られず、融合不良等の溶接欠陥が生じ易くなる。従って、このような場合には、開先面と平行に溶接トーチを動作させることが容易なコ字形のウイービングパターンとすることが最適である。
　なお、板厚方向における、ウイービング時の溶接ワイヤ先端の最深点（例えば、図５（ａ）、（ｂ）におけるＢ点およびＣ点、図５（ｃ）、（ｄ）におけるＢ点）の鋼材裏面からの距離ａは、通常2～5mm程度である。
　また、上記した開先形状に対し、上記したウイービングパターンを適用する場合、図５（ａ）、（ｂ）中のＭ1、Ｍ2、Ｍ3は、それぞれ2～18mm、0～10mm、0～10mm程度となる。
　さらに、ウイービング時の周波数や停止時間（図５に示すＡ点などの各点における停止時間）は特に限定されるものではなく、例えば周波数は0.25～0.5Hz（好ましくは0.4～0.5Hz）、停止時間は0～0.5秒（好ましくは0.2～0.3秒）程度とすればよい。
初層溶接における溶接金属のＳ量およびＯ量の合計量：450質量ppm以下
　安定した立向き上進溶接を実現するには、溶融金属の垂れを防ぎ、かつ安定した溶接ビード形状（凹凸のない平滑なビード）を得る必要があり、特に、溶融金属の垂れを防ぐには、溶融金属の表面張力と粘性の低下させるＳ量およびＯ量を低く管理することが重要である。
　ここに、溶接金属のＳ量およびＯ量の合計量が450質量ppm（以下、単にppmともいう）を超えると、表面張力と粘性の低下に加えて溶接金属の対流が表面で外向きとなり、高温の溶接金属が中央から周辺に向かって対流して、溶融金属が広がりを持ち、溶融金属の垂れが生じ易くなる。このため、溶融金属の表面張力と粘性、湯流れを支配する、溶接金属のＳ量およびＯ量は、これらの合計量で450ppm以下とすることが好ましい。より好ましくは400ppm以下である。なお、下限については特に限定されるものではないが、15ppmとすることが好ましい。
　また、溶接ワイヤには、表面張力を下げ、溶接ビードを平坦化する目的で、通常、Ｓが0.010～0.025質量％含まれている。溶接金属のＳ量の低減には、このような溶接ワイヤ自体のＳ量の低減に加えて、鋼材中のＳ量を下げることが有効である。
　さらに、溶接金属のＯ量は、シールドガス中のCO2の酸化により増加する。例えば、シールドガスとして100％CO2ガスを用いる場合、溶接金属中のＯ量は、0.040～0.050質量％程度増加する。このような溶接金属のＯ量の低減には、溶接ワイヤ自体に通常0.003～0.006質量％程度含まれるＯの低減に加えて、溶接ワイヤへのSiおよびAl添加が有効である。また、溶接電流およびアーク電圧を高くし、溶融金属中のスラグメタル反応（脱酸反応）とスラグの凝集、溶接ビード表面への浮上を十分に行わせることも有効である。
初層溶接における溶接金属のＮ量：120ppm以下
　溶接金属中の窒素（Ｎ）は、凝固の際に溶接金属より排出され気泡となる。この気泡の発生が湯面の振動を招き、溶融金属の垂れの原因となる。特に、溶接金属中のＮ量が120ppmを超えると、溶融金属の垂れが生じ易くなることから、初層溶接における溶接金属のＮ量は120ppm以下とすることが好ましい。より好ましくは60ppm以下である。なお、下限については特に限定されるものではないが、25ppmとすることが好ましい。
　また、通常、溶接ワイヤには不純物として窒素（Ｎ）が50～80ppm含まれており、ここから、シールドガスの不純物と大気の混入により、溶接金属中のＮ量が20～120ppm程度増加する。一方、通常、アーク溶接のノズル内径は16～20mm程度であるため、このようなノズルを用いて、このノズル内径を超える接合深さとなる溶接金属部分を完全にシールドすることは困難であり、結果的に、溶接金属中のＮ量が200ppmを超えてしまう場合もある。
　このようなＮ量の増加を防ぎ、初層溶接における溶接金属のＮ量を120ppm以下、さらには60ppm以下とするには、通常のアーク溶接のノズルとは別のガスシールド系統を設け、これにより、溶接金属への大気の混入を抑制することが有効である。
　なお、溶接時の鋼材希釈により、鋼材から溶接金属にＳ、ＯおよびＮが溶出するため、Ｓ：0.005質量％以下、Ｏ：0.003質量％以下およびＮ：0.004質量％以下の鋼材を用いることが、上記した初層溶接における溶接金属のＳ量、Ｏ量およびＮ量を抑制する上では好適である。
初層溶接で用いる溶接ワイヤのSi量およびMn量の合計：1.5質量％以上3.5質量％以下
　上記した溶融金属の垂れを防ぎかつ安定した溶接ビード形状の外観を得るには、適正量のスラグを形成することが重要である。スラグは主にSiO2とMnOで構成されており、このスラグ量は、溶接ワイヤのSi量およびMn量の合計に大きく左右される。
　ここに、溶接ワイヤのSi量およびMn量の合計が1.5質量％未満では、溶融金属の垂れを防ぐのに十分なスラグ量が得られない場合がある。一方、溶接ワイヤのSi量およびMn量の合計が3.5質量％を超えると、スラグが塊となり次層以降の溶接に支障を与える場合がある。従って、初層溶接で用いる溶接ワイヤのSi量およびMn量の合計は、1.5質量％以上3.5質量％以下とすることが好ましい。より好ましくは1.8質量％以上、2.8質量％以下である。
初層溶接で用いる溶接ワイヤのTi量、Al量およびZr量の合計：0.08質量％以上0.50質量％以下
　上記した溶融金属の垂れを防ぎかつ安定した溶接ビード形状の外観を得るのに重要な役割を果たすスラグの物性（粘性）に大きく影響するのが、TiO2、Al2O3およびZr2O3である。
　ここに、溶接ワイヤのTi量、Al量およびZr量の合計が0.08質量％未満では、溶融金属の垂れを防ぐのに有効なスラグの粘性が得られない場合がある。一方、溶接ワイヤのTi量、Al量およびZr量の合計が0.50質量％超えると、スラグの除去、再溶融がともに困難となり、次層以降の溶接に支障をきたすおそれがある。
　従って、初層溶接で用いる溶接ワイヤのTi量、Al量およびZr量の合計は、0.08質量％以上0.50質量％以下とすることが好ましい。より好ましくは0.15質量％以上、0.25質量％以下である。
　なお、上記した以外の溶接ワイヤの成分については、溶接する厚鋼材の成分に応じ適宜選択すればよいが、上記した溶接金属中のＳ量、Ｏ量およびＮ量を抑制する観点からは、Ｓ：0.03質量％以下、Ｏ：0.01質量％以下、Ｎ：0.01質量％以下とし、さらにSi：0.05～0.80質量％、Al：0.005～0.050質量％の範囲とした溶接ワイヤ（例えば、JIS Z 3312 YGW18やJIS Z 3319 YFEG-22C等）を用いることが、好適である。
シールドガス組成：CO2ガスを20体積％以上
　溶接部の溶け込みは、アークそのものによるガウジング効果と高温状態にある溶接金属の対流によって支配されている。溶接金属の対流が内向きとなる場合、高温の溶接金属が上から下方向に対流するのでアーク直下の溶け込みが増す。一方、溶接金属の対流が外向きとなる場合、高温の溶接金属が中央から左右方向に対流し、溶接ビードが広がりを持つとともに開先面の溶け込みが増す。従って、本発明の目標とする厚鋼材の立向き多層ガスシールドアーク溶接において、溶融（溶接）金属の垂れを抑制し均一な溶接ビード形状を得るには、溶接金属の対流を内向きとすることが好ましい。
　ここで、溶接金属の湯流れを支配する酸素（Ｏ）を低減する観点で言えば、CO2ガスを低く抑える方が有利であるが、一方、CO2ガスには解離吸熱反応によりアークそのものを緊縮させ、溶接金属の対流をより内向きとする効果がある。
　このため、シールドガス組成としては、CO2ガスを20体積％以上とすることが好ましい。より好ましくは60体積％以上である。なお、CO2ガス以外の残部は、Ar等の不活性ガス用いればよい。また、CO2ガス：100体積％であってもよい。
溶接入熱量：30kJ/cm以上170kJ/cm以下
　多層溶接では、１パス当たりの入熱量（＝溶着量）を大きくすることでパス数を減らし、溶接積層欠陥を低減することができる。しかし、溶接入熱量が大きくなり過ぎると、溶接金属の強度、靭性の確保が難しくなる他、鋼材熱影響部の軟化抑制、結晶粒粗大化により靭性の確保が難しくなる。特に、溶接入熱量が170kJ/cmを超えると、溶接金属の特性確保のため、鋼材希釈を考慮した専用ワイヤが不可欠となり、さらに、鋼材でも、溶接入熱に耐えられる設計の鋼材が不可欠となる。一方、溶融金属を確保し、溶接欠陥のない溶接部を得るためには、溶接入熱量は高い方が有利であり、狭開先において溶接入熱30kJ/cm未満では開先面の溶融が不足し、積層欠陥が生じ易い。
　従って、溶接入熱量は、30kJ/cm以上170kJ/cm以下とするのが好ましい。より好ましくは、90kJ/cm以上、160kJ/cm以下である。
　また、溶接部の溶け込みは、アークの指向性およびガウジング効果にも影響される。従って、溶接の極性は、アークの指向性およびガウジング効果のより大きいワイヤマイナス（正極性）とすることが好ましい。
　上記以外の条件については、特に規定する必要はないが、平均溶接電流270A未満では、溶融池が小さく、表面側ではトーチウイービング毎に溶融と凝固を繰り返す多層溶接のような状態となり融合不良、スラグ巻き込みが生じ易い。一方、平均溶接電流が420Aを超えると、溶融（溶接）金属の垂れが生じ易くなる他、溶接ヒュームとスパッタによりアーク点の確認が困難となるため施工中の調整が難しくなる。このため、平均溶接電流は、270～420Aとすることが好ましい。また、平均溶接電流を270～420Aとすることで、溶接ヒューム、スパッタの発生を抑えつつ安定した溶込みが得られることから、本発明の溶接を行う上で一層有利となる。
　これ以外の条件については定法に従えばよく、例えば、溶接電圧：28～50V（電流とともに上昇）、溶接速度（上進）：0.5～50cm/分（好適には1.5～10cm/分）、ワイヤ突き出し長さ：15～45mm、ワイヤ径：1.2～1.6mm程度とすればよい。
　また、多層溶接とする場合、溶接完了までの積層数は、積層欠陥を防止する観点から２乃至４層程度とすることが好ましい。初層以外の各層における溶接条件については、特に限定されず、定法に従えばよく、例えば、上記した初層の溶接条件と同様とすればよい。
　なお、本発明の溶接方法では、１層あたり１パスの溶接を基本とする。
　表１に示す開先形状とした２枚の鋼材に、表２に示す溶接条件で、図３に示すような給電チップに曲げ部を有する溶接トーチ（θ３：30°、ｌ：15mm）を用いて、狭開先の立向き上進ガスシールドアーク溶接を施した。
　ここで、鋼材はいずれも、Ｓ：0.005質量％以下、Ｏ：0.003質量％以下、Ｎ：0.004質量％以下のYP460MPa級の鋼材を用いた。なお、鋼材の開先加工には、ガス切断を用い、開先面には研削等の手入れは行わなかった。
　また、溶接ワイヤは、鋼材強度用またはそれより１ランク上用のグレードの1.2mmφのソリッドワイヤを用いた。なお、使用した溶接ワイヤはいずれも、Ｓ：0.005質量％以下、Ｏ：0.003質量％以下、Ｎ：0.005質量％以下、Si：0.6～0.8質量％、Al：0.005～0.030質量％であった。
　さらに、溶接電流は250～430A、溶接電圧は28～44V（電流とともに上昇）、平均溶接速度は1.0～34.9cm/分（溶接中に調整）、平均のワイヤ突き出し長さは15～28mmとし、溶接長さは400mmとした。また、通常のアーク溶接のノズルとは別のガスシールド系統を設けて、溶接を行った。
　なお、No.2、No.20、No.21、No.22については、初層溶接のみからなる一層溶接により２枚の鋼材を接合し、それ以外については、多層溶接により２枚の鋼材を接合した。
　初層溶接後、任意に選んだ５点の断面マクロ組織観察により、ビード幅および接合深さを測定した。なお、ビード幅については、測定した値の最大値をビード幅Ｗとし、接合深さについては、測定した値の最小値を接合深さＤとした。
　また、初層溶接時における溶融金属の垂れを、目視により次のように評価した。
　◎：溶接金属の垂れなし
　○：溶接金属の垂れ２箇所以下
　△：溶接金属の垂れ３箇所以上４箇所以下
　×：溶接金属の垂れ５箇所以上、または、溶接中断
　さらに、最終的に得られた溶接継手について、超音波探傷検査を実施し、次のように評価した。
　◎：検出欠陥なし
　○：欠陥長さが3mm以下の合格欠陥のみを検出
　×：欠陥長さが3mmを超える欠陥を検出
　これらの結果も併せて表２に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　表２に示したとおり、発明例であるNo.1～14、20～22では、初層溶接金属の垂れはなかったか、あっても２箇所以下であった。また、超音波探傷検査でも、検出欠陥がないか、あっても欠陥長さが3mm以下であった。
　一方、比較例であるNo.15～19は、５箇所以上の溶接金属の垂れがあるか、および／または超音波探傷検査において欠陥長さが3mm超の欠陥が検出された。
　１：厚鋼材
　２：厚鋼材の開先面
　３：鋼材下段部の開先
　４：溶接トーチ
　５：溶接ワイヤ
　６：裏当て材
　７：本体部
　８：給電チップ
　９：曲げ部
　１０：先端部
　１１：溶接ビード

Claims (9)

  1. 　開先角度を25°以下、開先ギャップを20mm以下として、板厚：10mm以上の２枚の厚鋼材を、ウイービングを用いる一層溶接または多層溶接により接合する立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法において、
    　曲げ部と該曲げ部によって画定される先端部とをそなえる溶接トーチを用いて、初層溶接のウイービングを行うものとし、その際、該厚鋼材の開先面に対するウイービング時に、該溶接トーチの先端部を該厚鋼材の開先面に向けて揺動させ、該厚鋼材の板厚方向から見て該溶接トーチの先端部が溶接線方向と揃う位置を基準位置として、該基準位置における該溶接トーチの先端部の水平方向に対する角度θ１を10°以上45°以下、該基準位置からの該溶接トーチの先端部の揺動角度θ２を10°以上60°以下とし、
    　該初層溶接における接合深さを10mm以上とする、
    立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
  2. 　前記接合を一層溶接とし、かつ前記開先ギャップを前記厚鋼材の板厚の25％以下とする請求項１に記載の立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
  3. 　前記接合を多層溶接とし、かつ前記初層溶接における接合深さを25mm以上60mm以下とする請求項１に記載の立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
  4. 　前記初層溶接のウイービングにおいて、溶接線方向から見た溶接トーチのウイービングパターンがコ字形である請求項１～３のいずれかに記載の立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
  5. 　前記初層溶接における溶接金属のＳ量およびＯ量の合計が450質量ppm以下でかつ、Ｎ量が120質量ppm以下である請求項１～４のいずれかに記載の立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
  6. 　前記初層溶接で用いる溶接ワイヤのSi量およびMn量の合計が1.5質量％以上3.5質量％以下である請求項１～５のいずれかに記載の立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
  7. 　前記初層溶接で用いる溶接ワイヤのTi量、Al量およびZr量の合計が0.08質量％以上0.50質量％以下である請求項１～６のいずれかに記載の立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
  8. 　シールドガスとして20体積％以上のCO2ガスを含有するガスを用いる請求項１～７のいずれかに記載の立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
  9. 　前記初層溶接において、平均溶接電流が270A以上420A以下の範囲である請求項１～８のいずれかに記載の立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
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