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WO2018037754A1 - 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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Publication number
WO2018037754A1
WO2018037754A1 PCT/JP2017/025615 JP2017025615W WO2018037754A1 WO 2018037754 A1 WO2018037754 A1 WO 2018037754A1 JP 2017025615 W JP2017025615 W JP 2017025615W WO 2018037754 A1 WO2018037754 A1 WO 2018037754A1
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
welding
groove
weaving
less
thick steel
Prior art date
Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
Ceased
Application number
PCT/JP2017/025615
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
渉平 上月
早川　直哉
大井　健次
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
JFE Steel Corp
Original Assignee
JFE Steel Corp
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by JFE Steel Corp filed Critical JFE Steel Corp
Priority to KR1020197006883A priority Critical patent/KR102126667B1/ko
Priority to JP2017554533A priority patent/JP6439882B2/ja
Priority to CN201780045727.3A priority patent/CN109641306B/zh
Publication of WO2018037754A1 publication Critical patent/WO2018037754A1/ja
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Ceased legal-status Critical Current

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    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
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    • B23K9/00—Arc welding or cutting
    • B23K9/02—Seam welding; Backing means; Inserts
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
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    • 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
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    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
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    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/06—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing aluminium
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys

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 20 ° or less and the groove gap is 20 mm or less.
  • the gas shielded arc welding used for the 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 field of manufacturing automobiles, architecture, bridges, electrical equipment and the like.
  • narrow gap gas shielded arc welding in which a gap having a small gap with respect to the plate thickness is multilayer-welded 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 here is also performed in the groove depth direction.
  • 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 Japanese Patent No. 5884209
  • the present invention utilizes high-performance and high-precision welding automation technology to perform high-quality and high-efficiency welding of thick steel materials by weaving a precise welding torch according to the groove shape, welding posture, etc.
  • An object of the present invention is to provide a vertical narrow gap gas shielded arc welding method capable of achieving the above.
  • Welding of the welding torch is performed with the maximum weaving width in the plate thickness direction and the direction perpendicular to the welding line set to (W-6) mm to Wmm, where W is the weld bead width in the first layer welding.
  • W is the weld bead width in the first layer welding.
  • Patent Document 5 has made it possible to provide a high-quality and high-efficiency vertical narrow-gas-shield arc welding method that can be applied to welding of thick steel materials.
  • a welding wire added with REM in the range of 0.015 to 0.100 mass% is used.
  • Welding conditions in the first layer welding are controlled in more detail, that is, weaving is performed by a welding torch having a bent portion and a tip portion defined by the bent portion. At the time of weaving, the tip of the welding torch is rocked under appropriate conditions toward the groove surface of the thick steel material. Therefore, even when the groove angle is further reduced, it is possible to prevent the arc from creeping up to the groove wall surface and to sufficiently melt the groove surface, resulting in generation of welding defects.
  • the gist configuration of the present invention is as follows.
  • the angle ⁇ 1 with respect to the horizontal direction of the tip is 10 ° or more and 45 ° or less, and the swing angle ⁇ 2 of the tip of the welding torch from the reference position is 5 ° or more and 60 ° or less,
  • the joining depth in the first layer welding is 10 mm or more, Vertical narrow gap gas shielded arc welding method.
  • the present invention even when a thick steel material having a plate thickness of 10 mm or more is welded under a groove condition with a small groove angle, the stability of the bead shape including suppression of dripping of molten metal, which is a problem in vertical welding, is achieved. It is possible to obtain a high-toughness welded joint by performing high-quality and high-efficiency narrow groove gas shielded arc welding while reducing the size and preventing the occurrence of welding defects.
  • 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. Furthermore, since 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 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.
  • 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 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).
  • FIG. 3 (c) shows a state where the welding torch is at the reference position and a state where the welding torch is swung at an angle of ⁇ 2, as viewed from the back surface (the side with the backing material) of 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.
  • 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 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). 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 ⁇ 20 ° or less
  • the faster and more efficient welding is possible, but defects such as poor fusion are likely to occur.
  • welding in the case where the groove angle exceeds 20 ° can be performed by a conventional construction method.
  • this welding method is intended for the case where the groove angle is 20 ° or less, which is difficult to construct by the conventional construction method and is expected to further improve the efficiency.
  • 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 in the range of (0.5 ⁇ t / 20) to (2.0 ⁇ t / 20) °, more preferably (0.8 ⁇ t / 20) to (1.2 ⁇ t / 20). ) ° range.
  • the groove angle is preferably in the range of 2.5 to 10 °, more preferably in the range of 4 to 6 °.
  • 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 is 20 mm or less.
  • the groove gap is more preferably 25% or less of the thickness of the 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 15 mm or more, more preferably 20 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 used here 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
  • this welding method welding can be efficiently performed at a heat input of 170 kJ / cm or less, and 590 MPa class high-strength steel sheet and 590 MPa class corrosion-resistant steel, which is a high alloy system, can be welded.
  • mild steel can be handled without problems.
  • REM 0.015-0.100 mass% REM is an effective element for refinement of inclusions during steelmaking and casting and for improving the toughness of weld metal.
  • REM in particular when the welding wire is positive (wire minus) or when the welding current is increased, makes the droplets finer, stabilizes the droplet transfer, and further reduces the arc on the groove surface. It has the effect that generation
  • the droplets finer and stabilizing the droplet transfer it is possible to suppress spattering and perform stable gas shield arc welding.
  • the REM content is less than 0.015% by mass, the effect of making the droplets finer and stabilizing the droplet transfer cannot be obtained.
  • the REM content of the welding wire is in the range of 0.015 to 0.100% by mass. Preferably, it is in the range of 0.025 to 0.050 mass%.
  • the components other than the above-described REM are not particularly limited, and may be appropriately selected according to the steel type of the steel material to be welded.
  • C 0.10 to 0.20 mass%
  • Si 0.05 to 2.5 mass%
  • Mn 0.25 to 3.5 mass%
  • P 0.05 mass%
  • the composition may be S: 0.02% by mass or less
  • Al 0.005 to 3.00% by mass
  • O 0.008% by mass or less
  • N 0.008% by mass or less
  • the polarity of the welding wire to be used is preferably a wire minus (positive polarity) from the viewpoint of sufficiently obtaining the effects of the refinement of droplets and the stabilization of droplet transfer by the addition of REM.
  • 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.
  • a welding torch using a welding torch having a bent portion and a tip defined by the bent portion is used.
  • the tip of the wire By weaving while swinging the tip of the wire toward the groove surface of the thick steel material, it is possible to bring the tip of the wire closer to the groove surface while avoiding contact between the power feed tip and the groove surface of the thick steel material become. Further, since the wire tip also faces the groove surface, the groove surface can be directly melted by an arc. For this reason, even if it is a case where the amount of welding heat inputs per pass is suppressed, generation
  • 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 5 °, the above effects cannot be obtained sufficiently, and welding defects and dripping of molten metal 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 5 ° to 60 °.
  • it is 10 ° 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 the range is 45 ° and l is in the range of 10 to 50 mm.
  • the joining depth in the first layer welding should be It should be 10mm 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 the first layer welding is preferably 10 mm or more and 70 mm or less. More preferably, they are 20 mm or more and 60 mm or less, More preferably, they are 25 mm or more and 55 mm or less. In the case of single layer welding, it is more preferably 15 mm or more and 65 mm or less.
  • Weaving depth L in the sheet thickness direction in the weaving of the welding torch 10 mm to 70 mm
  • This welding method 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 weaving depth and the weaving width in the plate thickness direction are approximately the same in the vertical upward welding that is the basis of this welding method, if the weaving depth in the plate thickness direction is less than 10 mm, it is desired. It becomes difficult to obtain the junction depth. On the other hand, if the weaving depth in the plate thickness direction exceeds 70 mm, not only will it be difficult to obtain the desired joint depth, but also the heat input will be excessive, which will affect the heat affected zone of the weld metal or steel material. In addition, it is difficult to obtain desired mechanical characteristics, and welding defects such as hot cracking, poor fusion of the groove surfaces due to dispersion of heat during welding, and slag entrainment are likely to occur.
  • the weaving depth in the thickness direction is 10 mm or more and 70 mm or less. Preferably they are 15 mm or more and 65 mm or less.
  • the thickness is preferably 20 mm or more and 60 mm or less.
  • the thickness is preferably in the range of 25 mm to 55 mm.
  • 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 may sag and welding may not be realized. Accordingly, the maximum weaving width in the plate thickness direction and the direction perpendicular to the weld line is preferably in the range of (W ⁇ 6) mm to W mm.
  • the range is not less than (W-4) mm and not more than (W-1) mm.
  • 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, 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 tip of the welding torch need not be swung. 5A to 5D, the trajectory of the welding torch at each point where the direction of the welding torch changes (point B and point C in FIG. 5A) may be squared. You may make it round.
  • 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 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 to 0.5 Hz).
  • the time may be about 0 to 0.5 seconds (preferably 0.2 to 0.3 seconds).
  • 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 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.
  • the shielding gas composition is not particularly limited, and a gas composed of CO 2 alone or a mixed gas of Ar and CO 2 may be used.
  • 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: 15 °, l: 20mm) having a bent portion in the 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.
  • all the steel materials are C: 0.04 to 0.06 mass%, Si: 0.1 to 0.2 mass%, Mn: 1.8 to 2.0 mass%, P: 0.01 mass% or less, S: 0.005 mass% or less, Al: 0.02 to A component composition containing 0.06% by mass, O: 0.003% by mass or less and N: 0.005% by mass or less, with the balance being Fe and inevitable impurities was used.
  • the welding wire a 1.2 mm ⁇ solid wire of a grade for steel strength or one rank higher than that was used.
  • the composition of the components of the welding wire other than REM shown in Table 2 is as follows: C: 0.10 to 0.20 mass%, Si: 0.6 to 0.8 mass%, Mn: 1.8 to 2.0 mass%, P: 0.01 mass% or less, S: 0.005 mass% or less, Al: 0.005 to 0.03 mass%, O: 0.003 mass% or less, and N: 0.005 mass% or less, with the balance being Fe and inevitable impurities.
  • the welding current is 260 to 340A
  • the welding voltage is 28 to 38V (increases with current)
  • the average welding speed is 2.0 to 10.1cm / min (adjusted during welding)
  • the average wire protrusion length is 30mm
  • the welding length The thickness was 400 mm. In either case, welding was performed by using a gas of CO 2 alone as the shielding gas and providing a gas shielding system different from the normal arc welding nozzle.
  • No. 9 to 11 and 14 are multi-layer welding, and in each layer other than the first layer, gas shield arc welding with weaving is performed with a welding current of 270 to 360 A and a welding voltage of 28 to 37 V. Finished the welded joint. Nos. 1 to 8, 12, 13, 15, 16, and 17 finished the welded joint as a single layer weld.
  • 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.
  • vE0 (J) was measured, and the toughness of the weld metal was evaluated according to the following criteria. ⁇ : vE0 (J) is 47J or more ⁇ : vE0 (J) is less than 47J and 27J or more ⁇ : vE0 (J) is less than 27J

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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、REMを所定量含有する溶接ワイヤを用いるとともに、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、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、所定の条件で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20°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。
　上述の問題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、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。このため、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も、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 特許第５８８４２０９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し、開先形状や溶接姿勢等に応じた精密な溶接トーチのウイービングを行うことにより、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検討を重ね、先に、
「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立向き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、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１７０ｋＪ／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５０ｍｍ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５０ｍｍ以下とする立向き狭開先ガスシールドアーク溶接方法。」
を開発し、特許文献５において開示した。
　上掲特許文献５の技術により、厚鋼材の溶接に適用できる、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を提供することが可能となった。
　しかしながら、特許文献５の技術では、開先角度がさらに小さくなる場合、溶接ワイヤの組成によっては、アークが開先壁面を這い上がって溶接が不安定になったり、溶接中にスパッタが発生して溶接欠陥が発生し易くなるという問題が生じた。
　そこで発明者らは、上記の問題を解決すべく、さらに検討を重ねたところ、
・溶接ワイヤとして、REMを0.015～0.100質量％の範囲で添加した溶接ワイヤを用いるとともに、
・初層溶接における溶接条件をさらに詳細に制御する、すなわち、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により、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、溶接トーチの先端部を該厚鋼材の開先面に向けて適正な条件で搖動させる、
ことにより、開先角度がさらに小さくなる場合であっても、アークの開先壁面への這い上がりを防止して、開先面を十分に溶融させることが可能となり、その結果、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、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、さらには溶接継手の高靭性化を達成できる、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20°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、
　REM：0.015～0.100質量％を含有する溶接ワイヤを用いるとともに、
　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により、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5°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10mm以上70mm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前記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。
　本発明によれば、板厚が10mm以上の厚鋼材を開先角度が小さい開先条件で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の発生防止を図りつつ、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して、高靭性の溶接継手を得ることができる。
　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、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り、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：20°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20°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、本溶接方法では、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：20°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）～（2.0×ｔ／20）°の範囲とすることが好ましく、さらに好ましくは（0.8×ｔ／20）～（1.2×ｔ／20）°の範囲である。例えば、板厚ｔが100mmの場合、開先角度は2.5～10°の範囲が好ましく、さらに好ましくは4～6°の範囲である。
　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15mm以上、より好ましくは20mm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、ここ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、本溶接方法では、被溶接材となる鋼材と共金系の成分組成にREMを添加した溶接ワイヤを用いることが重要である。
　以下、本溶接方法で使用する溶接ワイヤの成分組成について、説明する。
REM：0.015～0.100質量％
　REMは、製鋼および鋳造時の介在物の微細化や、溶接金属の靱性改善のために有効な元素である。また、REMは、特に溶接ワイヤを正極性（ワイヤマイナス）とした場合や、溶接電流を大きくした場合に、溶滴の微細化と溶滴移行の安定化、さらには開先面へのアークの発生を一層有利に抑制できるという効果も有する。この溶滴の微細化と溶滴移行の安定化により、スパッタの発生を抑制し、安定したガスシールドアーク溶接を行うことが可能となる。ここで、REM含有量が0.015質量％未満では、この溶滴の微細化と溶滴移行の安定化効果が得られない。一方、REM含有量が0.100質量％を超えると、溶接ワイヤの製造工程で割れが生じたり、溶接金属の靱性の低下を招く。したがって、溶接ワイヤのREM含有量は、0.015～0.100質量％の範囲とする。好ましくは0.025～0.050質量％の範囲である。
　なお、上記したREM以外の成分については特に限定されるものではなく、被溶接材となる鋼材の鋼種などに応じて適宜選択すればよい。例えば、上述したような高張力鋼板を溶接する場合、上記したREMに加えて、Ｃ：0.10～0.20質量％、Si：0.05～2.5質量％、Mn：0.25～3.5質量％、Ｐ：0.05質量％以下、Ｓ：0.02質量％以下、Al：0.005～3.00質量％、Ｏ：0.008質量％以下およびＮ：0.008質量％以下を含有し、残部がFeおよび不可避的不純物となる成分組成とすればよい。
　また、使用する溶接ワイヤの極性は、REMの添加による溶滴の微細化と溶滴移行の安定化という効果を十分に得る観点から、ワイヤマイナス（正極性）とすることが好ましい。
　そして、本溶接方法では、上記したREMを添加した溶接ワイヤを用いるとともに、開先形状に適した入熱量で、初層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、溶接欠陥や溶融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融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θ２：5°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5°未満になると、上記の効果が十分に得られず、溶接欠陥や溶融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5°以上60°以下とする。好ましくは、10°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、ｌを10～50mm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、特には板厚：40mm以上の厚鋼材を、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80mm以上の場合、初層溶接における接合深さが70mm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10mm以上、70mm以下とすることが好ましい。より好ましくは20mm以上、60mm以下、さらに好ましくは25mm以上、55mm以下である。なお、一層溶接の場合、より好ましくは15mm以上、65mm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：10mm以上70mm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、板厚方向へのウイービング深さが10mm未満では、所望とする接合深さを得ることが困難となる。一方、板厚方向へのウイービング深さが70mmを超えると、所望とする接合深さを得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、板厚方向へのウイービング深さは、10mm以上70mm以下とする。好ましくは15mm以上、65mm以下である。なお、一層溶接の場合、好ましくは20mm以上60mm以下である。また、多層溶接の場合、好ましくは25mm以上55mm以下の範囲である。
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以下の範囲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以下の範囲である。
　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ともよい。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い。また、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、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。
　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：28～37V（電流とともに上昇）、溶接速度（上進）：1～15cm/分（好適には4～9cm/分）、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。
　また、シールドガス組成についても特に限定されず、CO2単独のガス、またはArとCO2との混合ガスなどを用いればよい。
　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２～４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（θ３：15°、l：20mm）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、Ｃ：0.04～0.06質量％、Si：0.1～0.2質量％、Mn：1.8～2.0質量％、Ｐ：0.01質量％以下、Ｓ：0.005質量％以下、Al：0.02～0.06質量％、Ｏ：0.003質量％以下およびＮ：0.005質量％以下を含有し、残部がFeおよび不可避的不純物となる成分組成のものを用いた。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、表２に示したREM以外の溶接ワイヤの成分組成はいずれも、Ｃ：0.10～0.20質量％、Si：0.6～0.8質量％、Mn：1.8～2.0質量％、Ｐ：0.01質量％以下、Ｓ：0.005質量％以下、Al：0.005～0.03質量％、Ｏ：0.003質量％以下およびＮ：0.005質量％以下を含有し、残部がFeおよび不可避的不純物となる成分組成とした。
　さらに、溶接電流は260～340A、溶接電圧は28～38V（電流とともに上昇）、平均溶接速度は2.0～10.1cm/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、いずれの場合にも、シールドガスとしてはCO2単独のガスを用い、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.9～11および14は多層溶接とし、初層以外の各層における溶接では、溶接電流を270～360A、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.1～8、12、13、15、16および17は一層溶接として溶接継手を仕上げた。
　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。
　◎：溶融金属の垂れなし
　○：溶融金属の垂れ３箇所未満
　×：溶融金属の垂れ３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について、JIS Z 2242に準拠（試験温度：0℃）して、溶接金属中心部がノッチ位置となるようにシャルピー衝撃試験を行い、試験温度の吸収エネルギーvＥ0（Ｊ）を測定し、次の基準により、溶接金属の靱性を評価した。
　◎：vＥ0（Ｊ）が47J以上
　○：vＥ0（Ｊ）が47J未満、かつ27J以上
　×：vＥ0（Ｊ）が27J未満
　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.3～7、9および10では、初層溶接において溶融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いずれも、優れた溶接金属の靭性が得られていた。
　一方、比較例であるNo.1、2、8、11～17は、３箇所以上の溶融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るか、および／または、十分な溶接金属の靭性が得られなかった。
　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 (4)

  1. 　開先角度を20°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、
    　REM：0.015～0.100質量％を含有する溶接ワイヤを用いるとともに、
    　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により、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5°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10mm以上70mm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前記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。
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