WO2017094578A1 - 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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WO2017094578A1
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welding
less
layer
groove
weaving
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PCT/JP2016/084750
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早川　直哉
大井　健次
渉平 上月
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Ｊｆｅスチール株式会社
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Publication date
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    • 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
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    • 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 minimum groove width between steel materials to be welded is 50% or less of the plate thickness of the steel material. .
  • the gas shielded arc welding used for welding of steel is generally a consumable electrode type in which a gas of CO 2 alone or a mixed gas of Ar and CO 2 is used as a shield for a molten portion.
  • Such gas shielded arc welding is widely used in the fields of manufacturing automobiles, architecture, bridges, shipbuilding, electrical equipment and the like.
  • narrow groove gas shielded arc welding in which a groove having a small gap with respect to the plate thickness is welded by an arc welding method. 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 here 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 increases significantly to about 360 kJ / cm by using two electrodes.
  • the arc on the back surface side electrode becomes difficult to see, which makes it difficult to prevent welding defects.
  • this two-electrode electrogas arc welding apparatus it is difficult to install a copper metal in the groove due to problems such as groove dimensional accuracy. Therefore, low heat input is achieved as multi-pass lamination welding. It is difficult.
  • JP 2009-61483 A JP 2010-115700 A JP 2001-205436 A Japanese Patent Laid-Open No. 10-118771
  • the present invention is a high-quality and high-efficiency that can be applied to welding of thick steel materials, particularly thick steel materials with a plate thickness of 40 mm or more, by utilizing high-function and high-precision welding automation technology.
  • An object is to provide a vertical narrow gap gas shielded arc welding method.
  • 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 gaps are required. It was found that it is important to suppress the welding heat input per pass and control the joining depth (welding depth) in the first layer welding within a predetermined range while reducing the welding amount.
  • the inventors have further studied the welding conditions for performing the above-described welding.
  • the welding conditions of the first layer in particular the welding torch angle and the weaving conditions, are properly controlled to suppress the dripping of molten metal, which is a problem in vertical welding.
  • the joining depth in the first layer welding described above could be achieved while stabilizing the bead shape included and preventing the occurrence of welding defects. And this makes it possible to perform high-quality and high-efficiency vertical narrow-gap gas shielded arc welding that achieves the desired mechanical characteristics even with thick steel materials with a plate thickness of 40 mm or more. I got the knowledge.
  • the gist configuration of the present invention is as follows. 1. Vertical narrow gap gas shielded arc welding where two steel plates with a groove angle of 25 ° or less, a groove gap of 20 mm or less, and a plate thickness of 40 mm or more are joined by single-layer welding or multi-layer welding using weaving.
  • the welding torch angle is 25 ° to 75 ° with respect to the horizontal direction
  • the welding heat input is 30 kJ / cm to 300 kJ / cm
  • the weaving depth in the plate thickness direction is 15 mm to 63 mm.
  • a cooling plate capable of sliding movement in the upward direction is pressed against the thick steel material from the side of the welding torch as the surface contact material of the thick steel material, and in accordance with the upward movement of the welding torch Welding while moving the cooling plate upward; Vertical narrow gap gas shielded arc welding method.
  • the present invention even when a thick steel material having a thickness of 40 mm or more is welded, while preventing bead shape stabilization and welding defects including molten metal sag suppression, which is a problem in vertical welding, High quality and high efficiency narrow gap 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 savings by improving the efficiency of welding, so that the welding construction cost can be greatly reduced, and more easily. A beautiful bead appearance can be obtained.
  • Examples of various groove shapes are shown.
  • channel shape an example of the construction point at the time of constructing first layer welding with the welding method concerning one embodiment of the present invention is shown.
  • a V-shaped groove shape an example of a groove cross section after first layer welding is performed by a welding method according to an embodiment of the present invention is shown.
  • the first layer welding weaving an example of a welding torch weaving pattern as seen from the direction of the welding line is shown.
  • (A) is U-shaped
  • (b) is trapezoidal
  • (c) is V-shaped
  • (d) is It is triangular.
  • An example of the construction point at the time of constructing final layer welding by the welding method concerning one embodiment of the present invention is shown.
  • it is a photograph after performing first layer welding, (a) shows the whole appearance, and (b) shows a groove section.
  • 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 either a V-shaped groove (including an I-shaped groove and a L-shaped groove) or 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
  • ⁇ is the angle of the welding torch with respect to the horizontal direction.
  • omitted about a weld line, a molten pool, and a weld bead, illustration is abbreviate
  • the present 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 together by vertical welding using weaving. Yes, based on upward welding with the traveling direction upward.
  • the V-shaped groove shape is shown as an example, but the same applies to other groove shapes.
  • FIG. 3 shows a groove cross section after first layer welding is performed by a welding method according to an embodiment of the present invention in a V-shaped groove shape.
  • symbol 7 is a weld bead (weld bead in the first layer welding)
  • symbol D is the joint depth in the first layer welding
  • W is the weld bead width in the first layer welding (between the grooves after the first layer welding). Gap).
  • the joining depth D in the first layer welding is the minimum value of the weld bead height in the first layer welding when starting from the steel surface that is the back surface during welding (closest (low) first layer welding from the starting steel surface). (Weld bead height).
  • 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.
  • welding defects such as slag entrainment tend to occur. Therefore, the case where the groove gap is 20 mm or less is targeted. Preferably they are 4 mm or more and 12 mm or less.
  • Plate thickness t 40 mm or more
  • the steel plate thickness should be 40 mm or more. This is because if the plate thickness of the steel material is less than 40 mm, even if the conventional welding method, for example, the electrogas arc welding of Patent Document 4, is used, there will be no significant problem in performance such as the strength and toughness of the joint. is there.
  • the upper limit of the plate thickness is generally 100 mm. Therefore, the thickness of the steel material is preferably 100 mm or less. In the case of single-layer welding, the thickness is preferably 65 mm or less.
  • high-tensile steel for example, ultra-thick YP460MPa grade steel for shipbuilding (tensile strength 570MPa grade steel) and TMCP steel for construction SA440 (tensile strength 590MPa grade steel)
  • ultra-thick YP460MPa grade steel for shipbuilding tensile strength 570MPa grade steel
  • TMCP steel for construction SA440 tensile strength 590MPa grade steel
  • the welding method of the present invention enables efficient welding at a heat input of 300 kJ / cm or less, and also enables the welding of 590 MPa class high-tensile steel sheets and 590 MPa class corrosion resistant steels, which are high alloy systems.
  • mild steel can be handled without problems.
  • the welding method of the present invention is suitable for the above-described groove shape and plate thickness of the thick steel material.
  • it is important to set the joining depth in the first layer welding within a predetermined range while appropriately controlling the first layer welding conditions.
  • the reason for limiting the joining depth in the first layer welding and the first layer welding conditions will be described.
  • Joining depth D in the first layer welding 20 mm or more and 65 mm or less Thickness: 40 mm or more
  • the joining depth in the first layer welding must be 20 mm or more. is there.
  • the joining depth in the first layer welding is less than 20 mm, the welding heat concentrates, and dripping of the molten metal occurs.
  • the joining depth in the first layer welding exceeds 65mm, welding heat input tends to be excessive, and welding defects such as high-temperature cracking, poor fusion of the groove surface due to dispersion of heat during welding, slag entrainment, etc. Will occur.
  • the joining depth in the first layer welding is 20 mm or more and 65 mm or less. Preferably, it is 25 mm or more and 60 mm or less. In the case of single layer welding, the joining depth D in the first layer welding is approximately the same as the plate thickness (40 mm or more).
  • Welding torch (feed tip end) angle ⁇ 25 ° or more and 75 ° or less with respect to the horizontal direction
  • the angle of the welding torch is closer to the horizontal than the vertical, so that the arc faces the back side from the surface of the weld bead, and the molten metal droops. Can be suppressed.
  • the angle of the welding torch is less than 25 ° with respect to the horizontal direction, it is difficult to form a weld bead.
  • the angle of the welding torch exceeds 75 ° with respect to the horizontal direction, it is difficult to suppress the dripping of the molten metal. Therefore, the angle of the welding torch needs to be 25 ° or more and 75 ° or less with respect to the horizontal direction. Preferably they are 30 degrees or more and 45 degrees or less.
  • Weld heat input 30 kJ / cm or more and 300 kJ / cm or less
  • the welding heat input becomes too large, it becomes difficult to secure the strength and toughness of the weld metal, and it becomes difficult to suppress the softening of the heat affected zone of the steel material and to secure the toughness by the coarsening of the crystal grains.
  • the welding heat input exceeds 300 kJ / cm, a dedicated wire that takes into account the dilution of the steel material is indispensable to secure the properties of the weld metal, and even steel materials that are designed to withstand the welding heat input are required.
  • the heat input is high, and if the heat input is less than 30 kJ / cm in a narrow groove, the groove surface will melt. Insufficient stacking defects are unavoidable. Therefore, the welding heat input is 30 kJ / cm or more and 300 kJ / cm or less. Preferably, it is 90 kJ / cm or more and 280 kJ / cm or less.
  • Weaving depth L in the plate thickness direction in the weaving of the welding torch 15 mm to 63 mm
  • This welding method performs the weaving of the welding torch, and the weaving depth L in the plate thickness direction in the weaving of the welding torch and It is 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. 4 (a) to 4 (d).
  • the joining depth and the weaving width in the plate thickness direction are approximately the same. For this reason, if the weaving depth in the plate thickness direction is less than 15 mm, it is difficult to set the joining depth in the first layer welding to 20 mm or more. On the other hand, when the weaving depth in the plate thickness direction exceeds 63 mm, it becomes difficult to set the joining depth in the first layer welding to 65 mm or less. Furthermore, the welding heat input becomes excessive, making it difficult to obtain the desired mechanical properties in the heat-affected zone of the weld metal or steel material, as well as high-temperature cracking and groove due to the dispersion of heat during welding.
  • the weaving depth in the plate thickness direction is 15 mm or more and 63 mm or less. Preferably, it is 25 mm or more and 60 mm or less.
  • W weld bead width in 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 exceeds Wmm, the molten metal will sag and welding will not be realized. Therefore, the maximum weaving width in the plate thickness direction and the direction perpendicular to the weld line is in the range of (W ⁇ 6) mm to W mm.
  • W is (W-4) mm or more and (W-1) mm or less.
  • W is a groove width on the steel material surface that becomes the surface (surface on the welding device (welding torch) side) during welding.
  • the weaving pattern of the welding torch is not particularly limited. As shown in FIGS. 4A to 4D, a U-shape is seen from the welding line direction (which coincides with the welding progress direction and is usually the vertical direction). V-shaped, trapezoidal, triangular, etc. In FIGS. 4A to 4D, the trajectory of the welding torch at each point where the direction of the welding torch changes (point B and point C in FIG. 4A) is made square. You may make it round. However, in vertical upward welding, weaving at a location close to the welding surface side tends to cause dripping of the molten metal. Further, when the welding torch operation deviates from the groove surface, uniform melting of the groove surface cannot be obtained, and welding defects such as poor fusion tend to occur.
  • 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. 4B) Due to the point A and the point C to the point A in the triangular weaving pattern in FIG.
  • the groove gap is large (for example, 6 mm or more)
  • the welding torch operation is shifted from the groove surface (for example, from point A to point B in FIG. 4C).
  • 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 capable of operating the welding torch parallel to the groove surface.
  • the steel material at the deepest point of the welding torch tip during weaving in the plate thickness direction (for example, points B and C in FIGS. 4 (a) and 4 (b), point B in FIGS. 4 (c) and 4 (d)).
  • the distance a from the back surface is usually about 2 to 5 mm.
  • M 1 , M 2 , and M 3 in FIGS. 4A and 4B are 2 to 18 mm and 0 to 10 mm, respectively. 0 to 10mm.
  • the frequency and stop time during weaving are not particularly limited.
  • the frequency is 0.25 to 0.5 Hz (preferably 0.4 Hz or more and 0.5 Hz or less).
  • the stop time may be about 0 to 0.5 seconds (preferably 0.2 seconds or more and 0.3 seconds or less).
  • 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 volume% 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 15 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 viscosity of the slag effective for preventing dripping of the molten metal cannot be obtained.
  • the total amount of Ti, Al, and Zr of 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 with 0.03 mass% or less, O: 0.01 mass% or less, N: 0.01 mass% or less, Si: 0.05 to 0.80 mass%, Al: 0.005 to 0.050 mass% (for example, JIS Z 3312 YGW18 or JIS Z 3319 YFEG-22C etc.) is preferably used.
  • 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 an inert gas such as Ar may be used for the remainder other than the CO 2 gas. Further, CO 2 gas: it may be 100 vol%.
  • the penetration of the weld is affected by the directivity of the arc and the gouging effect. Therefore, what is necessary is just to set the polarity of welding according to the characteristic of a welding material.
  • the average welding current is less than 270A, the molten pool is small, and on the surface side, it becomes a state of multilayer welding that repeats melting and solidification for each torch weaving, resulting in poor fusion and Slag entrainment tends to occur.
  • the average welding current exceeds 360 A, the molten (welded) metal tends to sag, and it becomes difficult to check the arc point by welding fume and spatter, making adjustment during construction difficult.
  • the average welding current is preferably 270 to 360A.
  • welding voltage 32 to 37 V (increase with current)
  • welding speed upward
  • wire protrusion length 20 to 45 mm
  • wire diameter about 1.2 to 1.6 mm.
  • the thick steel material 1 is connected to the thick steel material 1 from the welding torch 4 side during the final layer welding. It is important to press the cooling plate 8 that can slide and move in the upward direction as an edge of the groove of the groove, and perform welding while moving the cooling plate 8 upward in accordance with the upward movement of the welding torch 4 It is. This makes it possible to easily obtain a beautiful bead appearance.
  • FIG. 5 the illustration of the molten pool and the weld bead in the final layer welding is omitted.
  • a water-cooled copper metal plate (copper metal) is suitable as the cooling plate. From the viewpoint of workability, it is preferable that the length of the cooling plate in the upward direction (welding line direction) is 0.4 to 2.0 times the length of the thick steel material.
  • each weld layer other than those described above are not particularly limited.
  • the welding may be performed by performing weaving according to the joining depth.
  • the welding conditions such as the welding current, the welding voltage, and the wire to be used may be the same as in the first layer welding.
  • the number of stacks until the completion of welding is about 2 to 4 layers from the viewpoint of preventing stacking faults.
  • the first layer welding is the final layer welding.
  • Narrow groove vertical upward gas shield arc welding was performed on the two steel materials having the groove shape shown in Table 1 under the welding conditions shown in Table 2.
  • all steel materials used were S: 0.005 mass% or less, O: 0.003 mass% or less, and N: 0.004 mass% or less.
  • 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 component composition in the used welding wire all are S: 0.005 mass% or less, O: 0.003 mass% or less, N: 0.005 mass% or less, Si: 0.6-0.8 mass%, Al: 0.005-0.030 mass% Met.
  • the welding current is 200 to 380 A
  • the welding voltage is 28 to 37 V (increase with current)
  • the average welding speed is 2.3 to 15.0 cm / min (adjusted during welding)
  • the average wire protrusion length is 30 mm
  • the welding length The thickness was 400 mm.
  • welding was performed by providing a gas shield system different from the normal arc welding nozzle.
  • No. 1 to 19 are multilayer welding, and even in each layer other than the first layer, welding is performed with gas shielding arc welding using weaving with a welding current of 270 to 330A and a welding voltage of 28 to 37V. Finished the joint. No. 20 finished the welded joint as a single layer weld. Furthermore, in No.1-14 and No.19-20, a water-cooled type that allows sliding movement in the upward direction from the welding torch side to the thick steel material as the front cover material of the thick steel material during the final layer welding. A copper metal plate (copper metal) was pressed and welding was performed while the metal plate was moved upward in accordance with the upward movement of the welding torch. On the other hand, in Nos. 15 to 18, welding was performed without using such a water-cooled copper metal plate during final layer welding.
  • the bead width and the joint depth were measured by observing the cross-sectional macrostructure at 5 points arbitrarily selected.
  • the maximum value of the measured value was made into the bead width W in the first layer welding
  • the minimum value of the measured value was made into the joining depth D in the first layer welding.
  • FIG. 6 (a) shows an appearance photograph of the front side (welding operation side) after the first layer welding of No. 7, which is an example of the invention
  • FIG. 6 (b) shows a cross-sectional macrostructure photograph. From the figure, it can be seen that, in the invention example No. 7 in which the weaving conditions and the like are appropriately controlled, the desired joining depth is obtained with a joining depth D of about 28 mm in the first layer welding. At the same time, a stable weld bead shape was obtained.
  • Thick steel material 2 Groove surface of thick steel material 3: Groove of lower part of steel material 4: Welding torch 5: Welding wire 6: Backing material 7: Weld bead (weld bead in first layer welding) 8: Cooling plate ⁇ : Groove angle G: Groove gap h: Groove height of steel lower step t: Plate thickness ⁇ : Angle of welding torch with respect to horizontal direction D: Joint depth in first layer welding W: First layer Weld bead width in welding L: Weaving depth in the plate thickness direction M: Maximum weaving width in the plate thickness direction and perpendicular to the weld line

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Abstract

初層溶接条件、特に溶接トーチ角度や溶接入熱量、ウイービング条件を適正に制御して、初層溶接における接合深さを20mm以上65mm以下とするとともに、最終層溶接時に、厚鋼材に溶接トーチ側から厚鋼材の開先の表当て材として上進方向に摺動移動が可能な冷却板を押し当て、溶接トーチの上進移動に合わせて冷却板を上進移動させつつ溶接を行う。

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。
　本発明において、「狭開先」とは、開先角度が25°以下でかつ被溶接材となる鋼材間の最小開先幅が、当該鋼材の板厚の50％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、または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る。このようなガスシールドアーク溶接は、自動車、建築、橋梁、造船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、ここでの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。このため、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、裏面側電極のアークが見えにくくなるため、溶接欠陥の防止が難しくなる問題がある。さらに、この２電極のエレクトロガスアーク溶接装置では、開先寸法精度などの問題から開先内に銅当金を設置することは難しく、このため、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、これ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、厚鋼材、特には板厚が40mm以上の厚鋼材の溶接に適用することが可能な、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、狭開先として溶着量を低減しつつ、１パスあたりの溶接入熱量を抑制し、初層溶接における接合深さ（溶接深さ）を所定の範囲に制御することが重要であることを知見した。
　そこで、発明者らは、上記した溶接を行うための溶接条件について、さらに研究を進めた。その結果、開先条件を所定の条件とした上で、初層の溶接条件、特に溶接トーチ角度およびウイービング条件を適正に制御することで、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と溶接欠陥の発生防止とを図りつつ、上記した初層溶接における接合深さが達成できた。そして、これにより、板厚が40mm以上の厚鋼材であっても、所望の機械的特性が得られる、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を行うことが可能になるとの知見を得た。
　また、上記のような立向きガスシールドアーク溶接を行う場合、最終層溶接の溶接条件によっては、最終的に得られる溶接継手のビード外観が劣化し易くなるという問題も見られたため、発明者らは、この点を解決すべくさらに検討を進めた。
　その結果、最終層溶接時に、厚鋼材に溶接トーチ側から厚鋼材の開先の表当て材として上進方向に摺動移動が可能な冷却板を押し当て、溶接トーチの上進移動に合わせて冷却板を上進移動させつつ溶接を行うことにより、簡便に美麗なビード外観を得ることができるとの知見を得た。
　本発明は、上記の知見に基づき、さらに検討を加えた末に完成されたものである。
　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、板厚が40mm以上である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、
　初層溶接時には、溶接トーチの角度を水平方向に対して25°以上75°以下、溶接入熱を30kJ/cm以上300kJ/cm以下にするとともに、板厚方向へのウイービング深さを15mm以上63mm以下、かつ初層溶接における溶接ビード幅をＷとした場合に、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を（Ｗ－6）mm以上Ｗmm以下として、溶接トーチのウイービングを行い、前記初層溶接における接合深さを20mm以上65mm以下とし、
　最終層溶接時には、前記厚鋼材に溶接トーチ側から前記厚鋼材の開先の表当て材として上進方向に摺動移動が可能な冷却板を押し当て、前記溶接トーチの上進移動に合わせて前記冷却板を上進移動させつつ溶接を行う、
立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
２．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の字形である、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または２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１～３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１～４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．前記初層溶接の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１～５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．前記初層溶接の平均溶接電流が270A以上360A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。
　本発明によれば、板厚が40mm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り、さらには簡便に美麗なビード外観を得ることが可能となる。
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の一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の例を示すものであり、（ａ）がコ字形、（ｂ）が台形、（ｃ）がＶ字形、（ｄ）が三角形のものである。 本発明の一実施形態に係る溶接方法により、最終層溶接を施工する際の施工要領の一例を示すものである。 発明例（No.7）において、初層溶接を施した後の写真であり、（ａ）は全体の外観を、（ｂ）は開先断面を示すものである。
　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が裏当て材であり、φが水平方向に対する溶接トーチの角度である。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。
　ここで、本溶接方法は、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、これらの厚鋼材同士を、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。
　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、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した後の開先断面を示すものである。図中、符号７が溶接ビード（初層溶接における溶接ビード）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における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）初層溶接における溶接ビード高さ）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、底部開先角度、底部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100m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以下である。
板厚ｔ：40mm以上
　鋼材の板厚は40mm以上とする。というのは、鋼材の板厚が40mm未満であれば、従来の溶接方法、例えば、特許文献４のエレクトロガスアーク溶接を用いても、継手の強度や靭性などの性能に大きな問題は生じないためである。
　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、鋼材の板厚は100mm以下とすることが好ましい。なお、一層溶接の場合には65mm以下とすることが好ましい。
　なお、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溶接方法では、入熱量：300ｋJ/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、上記した厚鋼材の開先形状および板厚に適した入熱量で効率良く溶接するため、初層溶接条件を適正に制御しつつ初層溶接における接合深さを所定の範囲とすることが重要である。
　以下、これら初層溶接における接合深さの限定理由および初層溶接条件について、説明する。
初層溶接における接合深さＤ：20mm以上65mm以下
　板厚：40mm以上の厚鋼材を、特に２パス以上の多層溶接で溶接するには、初層溶接における接合深さを20mm以上とする必要がある。初層溶接における接合深さが20mm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。一方、初層溶接における接合深さが65mm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。従って、初層溶接における接合深さは20mm以上65mm以下とする。好ましくは、25mm以上、60mm以下である。なお、一層溶接の場合、初層溶接における接合深さＤは板厚と同程度（40mm以上）となる。
溶接トーチ（給電チップ先端）の角度φ：水平方向に対して25°以上75°以下
　溶接トーチの角度は垂直より水平に近づけることで、アークが溶接ビード表面より裏面向きとなり、溶融金属の垂れを抑制することができる。ここで、溶接トーチの角度が水平方向に対して25°未満では、溶接ビードの形成が困難である。一方、溶接トーチの角度が水平方向に対して75°超では、溶融金属の垂れを抑制することが困難となる。従って、溶接トーチの角度は水平方向に対して25°以上75°以下とする必要がある。好ましくは30°以上、45°以下である。
溶接入熱量：30kJ/cm以上300kJ/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、結晶粒粗大化による靭性の確保が難しくなる。特に、溶接入熱量が300kJ/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必要となる。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量が30kJ/cm未満では開先面の溶融が不足し、積層欠陥の発生が避けられない。
　従って、溶接入熱量は、30kJ/cm以上300kJ/cm以下とする。好ましくは、90kJ/cm以上、280kJ/cm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へのウイービング深さＬ：15mm以上63mm以下
　本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が重要である。
　なお、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４（ａ）～（ｄ）に示すとおりになる。
　ここで、本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。このため、板厚方向へのウイービング深さが15mm未満では、初層溶接における接合深さを20mm以上とすることが困難である。一方、板厚方向へのウイービング深さが63mmを超えると、初層溶接における接合深さを65mm以下とすることが困難となる。さらには、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、板厚方向へのウイービング深さは、15mm以上63mm以下とする。好ましくは、25mm以上、60mm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、溶融金属が垂れてしまい溶接が成り立たない。
　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以下の範囲とする。好ましくは、（Ｗ－4）mm以上、（Ｗ－1）mm以下である。
　なお、一層溶接の場合、Ｗは溶接時に表面（溶接装置（溶接トーチ）側の面）となる鋼材面での開先幅となる。
　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４（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）から見てコの字形、Ｖ字形、台形および三角形等とすることができる。なお、図４（ａ）～（ｄ）中、溶接トーチの向きが変わる各点（図４（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い。また、溶接トーチ動作が開先面とずれると、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４（ｂ）における台形ウイービングパターンのＤ点→Ａ点、図４（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の字形または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とずれてしまい（例えば、図４（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可能なコの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トーチ先端の最深点（例えば、図４（ａ）、（ｂ）におけるＢ点およびＣ点、図４（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、コ字形ウイービングや台形ウイービングを適用する場合、図４（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４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0.4Hz以上、0.5Hz以下）、停止時間は0～0.5秒（好ましくは0.2秒以上、0.3秒以下）程度とすればよい。
　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により、特に立向き溶接において問題となる溶融金属の垂れを抑制し、ビード形状の一層の安定化を図ることができる。
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体積％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、15ppm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。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％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、一方で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等の不活性ガスを用いればよい。また、CO2ガス：100体積％であってもよい。
　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、溶接材料の特性に応じて設定すればよい。
　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、融合不良やスラグ巻き込みが生じ易い。一方、平均溶接電流が360A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、270～360Aとすることが好ましい。また、平均溶接電流を270～360A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、本溶接方法を実施する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：32～37V（電流とともに上昇）、溶接速度（上進）：2～15cm/分（好適には4cm/分以上、9cm/分以下）、ワイヤ突き出し長さ：20～45mm、ワイヤ径：1.2～1.6mm程度とすればよい。
　以上、初層溶接条件について説明したが、本発明の立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法では、図５に示すように、最終層溶接時に、厚鋼材１に溶接トーチ４側から厚鋼材１の開先の表当金として上進方向に摺動移動が可能な冷却板８を押し当て、溶接トーチ４の上進移動に合わせて冷却板８を上進移動させつつ溶接を行うことが重要である。これにより、簡便に美麗なビード外観を得ることが可能となる。なお、図５中、最終層溶接における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。
　ここで、冷却板としては、水冷式の銅製の金属板（銅当金）が好適である。また、作業性の観点から、冷却板の上進方向（溶接線方向）における長さは、厚鋼材の長さの0.4～2.0倍とすることが好適である。
　なお、上記した以外の各溶接層における溶接条件については、特に限定されるものではなく、例えば、初層溶接と同様に、接合深さに応じたウイービングを行って、溶接を行えばよい。この場合、溶接電流や溶接電圧、使用するワイヤなどの溶接条件は、初層溶接の場合と同様とすればよい。
　また、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。なお、一層溶接の場合には、初層溶接が最終層溶接となる。
　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％以下のものを用いた。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中の成分組成はいずれも、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200～380A、溶接電圧は28～37V（電流とともに上昇）、平均溶接速度は2.3～15.0cm/分（溶接中に調整）、平均のワイヤ突き出し長さは30mmとし、溶接長さは400mmとした。また、No.11を除き、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.1～19は多層溶接とし、初層以外の各層における溶接でも、溶接電流を270～330A、溶接電圧を28～37Vの範囲として、ウイービングを適用したガスシールドアーク溶接を行い、溶接継手を仕上げた。また、No.20は一層溶接として溶接継手を仕上げた。さらに、No.1～14およびNo.19～20では、最終層溶接時に、厚鋼材に溶接トーチ側から厚鋼材の開先の表当て材として上進方向に摺動移動が可能な水冷式の銅製の金属板（銅当金）を押し当て、溶接トーチの上進移動に合わせて金属板を上進移動させつつ溶接を行った。一方、No.15～18では、最終層溶接時に、かような水冷式の銅製の金属板を用いずに溶接を行った。
　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初層溶接におけるビード幅Ｗとし、接合深さについては、測定した値の最小値を初層溶接における接合深さ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
　加えて、最終的に得られた溶接継手のビード表面について、外観検査を実施し、次のように評価した。
　○：ビード表面の凹凸が小さく、十分な光沢があるもの
　×：ビード表面の凹凸が大きいもの
　これらの結果を表２に併記する。
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およびNo.19～20では、初層溶接金属の垂れはないか、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。さらに、これらの発明例では、最終的に得られた溶接継手において、ビード表面の凹凸が小さく、美麗なビード外観が得られていた。
　一方、比較例であるNo.15～18は、５箇所以上の溶接金属の垂れがあるか、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。また、最終層溶接時に、水冷式の銅製の金属板を用いずに溶接を行ったNo.15～18では、最終的に得られた溶接継手において、ビード表面の凹凸が大きく、十分な光沢が得られていなかった。
　また、図６（ａ）に発明例であるNo.7の初層溶接後の表側（溶接施工側）の外観写真を、図６（ｂ）に断面マクロ組織写真を示す。同図より、ウイービング条件等を適正に制御したNo.7の発明例では、初層溶接における接合深さＤが28mm程度と所望の接合深さが得られていることがわかる。また、同時に安定した溶接ビード形状も得られていた。
　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：溶接ビード（初層溶接における溶接ビード）
　８：冷却板
　θ：開先角度
　Ｇ：開先ギャップ
　ｈ：鋼材下段部の開先高さ
　ｔ：板厚
　φ：水平方向に対する溶接トーチの角度
　Ｄ：初層溶接における接合深さ
　Ｗ：初層溶接における溶接ビード幅
　Ｌ：板厚方向へのウイービング深さ
　Ｍ：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

Claims (7)

  1. 　開先角度を25°以下、開先ギャップを20mm以下として、板厚が40mm以上である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、
    　初層溶接時には、溶接トーチの角度を水平方向に対して25°以上75°以下、溶接入熱を30kJ/cm以上300kJ/cm以下にするとともに、板厚方向へのウイービング深さを15mm以上63mm以下、かつ初層溶接における溶接ビード幅をＷとした場合に、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を（Ｗ－6）mm以上Ｗmm以下として、溶接トーチのウイービングを行い、前記初層溶接における接合深さを20mm以上65mm以下とし、
    　最終層溶接時には、前記厚鋼材に溶接トーチ側から前記厚鋼材の開先の表当て材として上進方向に摺動移動が可能な冷却板を押し当て、前記溶接トーチの上進移動に合わせて前記冷却板を上進移動させつつ溶接を行う、
    立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。
  2. 　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の字形である、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または２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１～３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１～４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. 　前記初層溶接の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１～５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. 　前記初層溶接の平均溶接電流が270A以上360A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。
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