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WO2010137186A1 - 鋼板のサブマージアーク溶接方法 - Google Patents

鋼板のサブマージアーク溶接方法 Download PDF

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WO2010137186A1
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welding
weld metal
sectional area
steel plate
cross
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Inventor
石神篤史
大井健次
早川直哉
Original Assignee
Ｊｆｅスチール株式会社
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    • B23K2103/02—Iron or ferrous alloys
    • B23K2103/04—Steel or steel alloys

Definitions

  • the present invention relates to a submerged arc welding method for steel sheets (Submerged Arc Welding Method), and is used for large diameter steel pipes such as UOE steel pipes and spiral steel pipes. It relates to what is suitable for use.
  • Submerged arc welding with two or more electrodes is applied to the welding of large-diameter steel pipes (seam welding). From the viewpoint of improving the production efficiency of steel pipe, the inner side (inner side) is used. ) In one pass and double side single layer welding in which the outer side is welded in one pass (for example, Patent Documents 1 and 2).
  • Patent Document 2 proposes a submerged arc welding method in which the current density is increased in accordance with the electrode diameter and the penetration depth is increased. Since current and current density are insufficient, it is difficult to achieve both a significant reduction in heat input and an increase in penetration depth.
  • Patent Document 3 proposes a submerged arc welding method with a high current and a further high current density. By supplying arc energy in the thickness direction as much as possible, only the necessary penetration depth is secured. In addition, by suppressing the melting of the base material in the width direction, excessive welding heat input is omitted, and both heat input reduction and deep penetration are achieved.
  • the bead width on the steel plate surface is reduced, and from the steel plate surface to the tip of penetration (tip of penetration). It tends to be a substantially uniform bead width, that is, the Fusion Line (hereinafter referred to as FL) has a bead shape that is nearly perpendicular to the surface of the steel sheet, so that brittle fracture in the thickness direction tends to progress, There is a problem that the toughness value tends to be low despite low heat input welding. Further, such a bead shape is liable to cause welding defects due to slag entrainment.
  • the present invention provides a submerged arc welding method for a steel sheet, in which excellent toughness can be obtained in the weld heat-affected zone on both the inner and outer surfaces while obtaining sufficient penetration with low heat input when performing submerged arc welding of the steel sheet from the inner and outer surfaces. With the goal.
  • the gist of the present invention is as follows. [1] When a steel sheet is welded to the inner and outer surfaces by submerged arc welding, the inner-surface weld metal cross-sectional area S 1 (cross-section area of internal weld metal) and the outer-surface weld metal cross-sectional area S 2 (cross-section area of external weld metal). ) Satisfies the formula (1), the inner weld metal cross-sectional area S 1 satisfies the formula (2), and the outer weld metal cross-sectional area S 2 satisfies the formula (3). Arc welding method.
  • the bead width measured on the steel sheet surface satisfies the formula (4) and 0.4 t from the steel sheet surface.
  • a submerged arc welding method for a steel sheet characterized in that the bead width measured at the position of the depth satisfies the formula (5). 0.60 ⁇ W 1 /t ⁇ 0.95 (4) Where t: plate thickness (mm), W 1 : bead width (mm) measured on the steel plate surface on the inner surface welding side and outer surface welding side.
  • W 2 /t ⁇ 0.45
  • t plate thickness (mm)
  • W 2 bead width (mm) measured at a position of 0.4 t in the plate thickness direction from the steel plate surface on the inner surface welding side and outer surface welding side.
  • a welded joint having no weld defects and having excellent toughness in the welded heat affected zone on both the inner and outer surfaces while obtaining sufficient penetration according to the thickness of the steel sheet is extremely useful in industry. .
  • S 1 and S 2 The figure explaining the sampling position of the Charpy impact test piece (Charpy impact test specimen) of Examples 1 and 2. Bead width W 1, W 2 to be described FIG Example 1 and 2.
  • the present inventors prepared weld joints on the inner and outer surfaces of the steel sheet under various welding conditions by submerged arc welding, and investigated the cross-sectional shape of the weld metal, the cross-sectional area of the weld metal, and the toughness of the weld heat affected zone.
  • the bead width on the steel sheet surface is widened while obtaining sufficient penetration, and excellent toughness in the weld heat affected zone on both the inner and outer surfaces It was found that can be obtained.
  • the present invention has been made by further study based on the obtained knowledge.
  • the inner surface weld metal cross-sectional area (S 1 ) and the outer surface weld metal cross-sectional area (S 2 ) are set so as not to cause insufficient penetration.
  • Welding conditions are selected so that the sum satisfies equation (1).
  • a preferable range is a range of (0.40 to 0.60) ⁇ t 2 .
  • S 2 / t 2 is a range of 0.25 to 0.40.
  • a test material having the same thickness as that of the main welding is welded under various conditions in advance to obtain the relationship between the heat input and the cross-sectional area of the weld metal, and S 1 , S 2 Select welding conditions that satisfy the expressions (1), (2), and (3). It is desirable to apply high current density welding conditions to the leading electrode so that the inner surface weld metal and the outer surface weld metal overlap.
  • the toughness of the preferred heat-affected zone of the present invention has a Charpy impact test (notch position: FL, test temperature: ⁇ 30 ° C., number of tests: 3), and the absorbed energy (average value) is 50 J or more. More preferably, it says 90J or more.
  • the inner surface weld metal cross-sectional area (S 1 ) is defined as follows. Although the outer surface welding is performed after the inner surface welding is performed, as shown in FIG. 2, since a part of the inner surface welding metal is remelted during the outer surface welding, the cross-sectional area of the weld metal generated by the inner surface welding is measured as it is. I can't do it. Therefore, the area of the portion of the inner surface weld metal excluding the portion overlapping the outer surface weld metal is measured to obtain the inner surface weld metal cross-sectional area (S 1 ).
  • the present inventors produced steel plate inner and outer surface weld joints using various welding conditions in submerged arc welding of the steel plate, and improved the bead shape and the toughness of the weld heat affected zone.
  • the relationship between the bead width measured at the steel plate surface and the bead width near the tip of the penetration (0.4t depth from the steel plate surface) and the plate thickness of the steel plate It was found that by controlling to an appropriate range, an excellent Charpy impact test result (location of notch: FL (fusion line)) can be obtained while suppressing slag inclusion.
  • the relationship between the plate thickness and the bead width measured on the surface of the steel sheet in both inner surface welding and outer surface welding is as follows ( 4) Select welding conditions so as to satisfy the equation.
  • the bead width is substantially uniform from the steel plate surface to the penetration tip, and the FL has a penetration shape that is nearly perpendicular to the steel plate surface. Brittle fracture tends to progress and the toughness value decreases. Also, welding defects due to slag entrainment are likely to occur.
  • a preferable range of W 1 / t is 0.65 to 0.90.
  • the welding conditions are further selected so as to satisfy equation (5), and the inclination of FL is greater than a predetermined angle with respect to the plate thickness direction of the steel sheet.
  • W 2 /t the bead width W 2 measured at a position of a depth of 0.4 t from the steel sheet surface where the bead width W 1 is measured is defined as W 2 / t being 0.45 or less.
  • the bead width at the center of the plate thickness is narrower than the bead width on the steel plate surface.
  • a preferable range of W 2 / t is 0.20 to 0.40.
  • a test material having the same thickness as that of the main welding is welded under various conditions in advance to obtain the relationship between heat input and penetration shape, and W 1 and W 2 are expressed by the formula ( 4) Select a welding condition that satisfies Equation (5). It is desirable to apply high current density welding conditions to the leading electrode so that the inner surface weld metal and the outer surface weld metal overlap.
  • this invention is the welded joint created with the welding method mentioned above.
  • a Charpy impact test piece (No. 4 test piece specified in JISZ3111) is taken from the produced joint, and a Charpy impact test (notch position: FL, test temperature: ⁇ 30 ° C.) according to the metal material impact test method of JISZ2242.
  • the absorbed energy (absorbed energy) (average value of three) was determined.
  • FIG. 3 shows the sampling position of the Charpy impact test piece 2.
  • FL5 of the welded portion 4 as a notch position
  • the notch 3 is parallel to the plate thickness direction, and the position of 7 mm below the surface of the steel plate 1 is the center of the Charpy impact test piece 2 for each of inner surface welding and outer surface welding. Collected.
  • the notch position 3: FL5 was a position where the ratio of the weld metal to the base material (welding heat affected zone) at the notch bottom was 50% -50%.
  • Table 4 shows the results of the Charpy impact test (upper: inner surface side, lower: outer surface side) and the observation results of the weld metal cross-sectional shape (cross-section shape of weld metal).
  • the cross-sectional area of the inner surface weld metal did not satisfy the formula (2) defined in claim 1 and the toughness of the inner surface heat affected zone deteriorated.
  • the cross-sectional area of the outer surface weld metal did not satisfy the formula (3) defined in claim 1 and the toughness of the outer surface weld heat affected zone was deteriorated.
  • a steel sheet having the thickness and composition shown in Table 1 of Example 1 is subjected to groove processing with the groove dimensions shown in Table 2 of Example 1 in the groove shape shown in FIG.
  • Four-electrode submerged arc welding of inner and outer surface single layer welding was performed under welding conditions to produce a welded joint.
  • Charpy impact test piece (specified in JIS Z 3111) is set so that the position of 7 mm below the steel plate surface on the inner or outer surface side of the steel plate 1 is the center of the Charpy test piece.
  • No. 4 test piece is collected and subjected to Charpy impact test (notch position: FL, test temperature: -30 ° C, number of tests: 3) in accordance with JIS Z 2242 metal material impact test method. (Average value) was determined.
  • the notch position 3: FL5 was a position where the ratio of the weld metal and the base material (welding heat affected zone) at the notch bottom was 50% -50%.
  • FIG. 4 schematically shows the measurement positions of W 1 and W 2 in the penetration shape of the weld metal 4 on the outer surface welding side and the inner surface welding side.
  • Table 6 shows the shape of the weld, the Charpy impact test results, and the presence or absence of weld defects. Further, combined shows the measurement results of the weld metal cross section S 1 / t 2, S 2 / t 2 and (S 1 + S 2) / t 2 in.
  • vE-30 is 90 J or more.
  • Condition No. 7 to 11 satisfy the expressions (1) to (3) defined in claim 1, but do not satisfy the expressions (4) and (5) defined in claim 2. Therefore, although it is an example of this invention, condition No. Compared with 1-6, the toughness of the weld heat affected zone on the inner surface or outer surface is inferior. Specifically, condition no. In No. 7, outer surface welding was W 1 /t>0.95, and did not satisfy the formula (4) defined in claim 2, and the Charpy impact value of the outer surface welding heat affected zone was low. Condition No. In No. 8, outer surface welding was W 2 /t>0.45, which did not satisfy the formula (5) defined in claim 2, and the Charpy impact value of the outer surface welding heat affected zone was low.

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Abstract

ＵＯＥ鋼管やスパイラル鋼管等の大径鋼管の造管溶接に用いて好適な鋼板のサブマージアーク溶接方法 を提供する。具体的な解決手段は、鋼板を内外面からサブマージアーク溶接するにあたり、内面溶接金 属断面積Ｓ１と外面溶接金属断面積Ｓ２が（１）式、（２）式、（３）式を満足するように溶接条件を 設定する。 ０．４０≦（Ｓ１＋Ｓ２）／ｔ２≦０．８０　（１）、Ｓ１／ｔ２≦０．３５（２）Ｓ２／ｔ２≦０． ４５（３）但し、ｔ：鋼板の板厚（ｍｍ）、Ｓ１：内面溶接金属断面積（ｍｍ２）で、外面溶接後に外 面溶接金属と重なる部分を除く、Ｓ２：外面溶接金属断面積（ｍｍ２）。

Description

鋼板のサブマージアーク溶接方法
　本発明は、鋼板のサブマージアーク溶接方法（Ｓｕｂｍｅｒｇｅｄ　Ａｒｃ　Ｗｅｌｄｉｎｇ　Ｍｅｔｈｏｄ）に関し、ＵＯＥ鋼管（ＵＯＥ　Ｓｔｅｅｌ　Ｐｉｐｅ）やスパイラル鋼管（ｓｐｉｒａｌ　ｓｔｅｅｌ　ｐｉｐｅ）等大径鋼管（ｌａｒｇｅ　ｄｉａｍｅｔｅｒ　ｓｔｅｅｌ　ｐｉｐｅ）の造管時の溶接に用いて好適なものに関する。
　大径鋼管の造管時の溶接（シーム溶接（ｓｅａｍ　ｗｅｌｄｉｎｇ））には二電極以上のサブマージアーク溶接が適用され、パイプ生産能率（ｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎ　ｅｆｆｉｃｉｅｎｃｙ　ｏｆ　ｓｔｅｅｌ　ｐｉｐｅ）の向上の観点から内面側（ｉｎｎｅｒ　ｓｉｄｅ）を１パス、外面側（ｅｘｔｅｒｎａｌ　ｓｉｄｅ）を１パスで溶接する両面一層盛り溶接（ｄｏｕｂｌｅ　ｏｎｅ　ｌａｙｅｒ　ｗｅｌｄｉｎｇ）とする、高能率な溶接施工がなされている（例えば特許文献１，２）。
　両面一層盛り溶接では、内面溶接金属（ｉｎｔｅｒｎａｌ　ｗｅｌｄ　ｍｅｔａｌ）と外面溶接金属（ｅｘｔｅｒｎａｌ　ｗｅｌｄ　ｍｅｔａｌ）が重なり、未溶融部（ｕｎｍｅｌｔｅｄ　ｐａｒｔ）がないように十分な溶け込み深さ（ｄｅｐｔｈ　ｏｆ　ｆｕｓｉｏｎ）を確保する必要があるため、１０００Ａ以上の大電流（ｌａｒｇｅ−ｃｕｒｒｅｎｔ）を適用して溶接を行うのが一般的であるが、溶接能率と欠陥の抑制を重視して、溶接入熱（ｗｅｌｄｉｎｇ　ｈｅａｔ　ｉｎｐｕｔ）が高くなりすぎ、溶接部特に熱影響部（ｗｅｌｄｅｄ　ｈｅａｔ　ａｆｆｅｃｔｅｄ　ｚｏｎｅ）の靭性（ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ）が劣化する傾向にある。
　溶接部の高靭性化には、溶接入熱を低減するのが有効であるが、通常行われているシーム溶接の入熱に対して大幅に入熱を低減させなければ、その靭性の向上の効果は明確とならず、大幅に入熱を低減させると溶着量（ａｍｏｕｎｔ　ｏｆ　ｄｅｐｏｓｉｔ　ｍｅｔａｌ）も減少するため開先断面積（ｃｒｏｓｓ−ｓｅｃｔｉｏｎ　ａｒｅａ　ｏｆ　ｇｒｏｏｖｅ）を溶着量の減少分に合わせて減らす必要が生じる。そのため、さらなる深溶け込み溶接（ｄｅｅｐ　ｐｅｎｅｔｒａｔｉｏｎ　ｗｅｌｄｉｎｇ）を行わなければ内外面の溶接金属は重ならず、溶け込み不足（ｌａｃｋ　ｏｆ　ｐｅｎｅｔｒａｔｉｏｎ）が生じる危険性が増大する。
　従って、溶接部の高靭性化は、投入入熱の大幅な低減と溶け込み深さの増大を両立させなければならず、従来より種々の提案がなされているがその達成は極めて困難である。
　例えば、上記特許文献２では電極径（ｅｌｅｃｔｒｏｄｅ　ｄｉａｍｅｔｅｒ）に応じて電流密度（ｃｕｒｒｅｎｔ　ｄｅｎｓｉｔｙ）を高め、溶け込み深さを増大させるサブマージアーク溶接方法が提案されているが、最近の仕様に対しては、電流および電流密度が不十分で入熱の大幅な低減と溶け込み深さの増大の両立は困難である。
　特許文献３には高電流で更なる高電流密度でのサブマージアーク溶接方法が提案されており、アークエネルギー（ａｒｃ　ｅｎｅｒｇｙ）をできるだけ板厚方向に投入することにより、必要な溶け込み深さだけを確保し、母材の幅方向の溶解を抑制することで過剰な溶接入熱を省いて、入熱低減と深溶け込みの両立が図られている。
特開平１１−１３８２６６号公報 特開平１０−１０９１７１号公報 特開２００６−２７２３７７号公報
　しかしながら、特許文献３記載のサブマージアーク溶接方法では、入熱低減と深溶け込みが両立できるものの、鋼板表面でのビード幅（ｂｅａｄ　ｗｉｄｔｈ）が小さくなって、鋼板表面から溶け込み先端（ｔｉｐ　ｏｆ　ｐｅｎｅｔｒａｔｉｏｎ）までほぼ一様なビード幅になりやすく、即ちＦｕｓｉｏｎ　Ｌｉｎｅ（以下、ＦＬ）が鋼板表面に対して垂直に近いビード形状になるため、板厚方向への脆性破壊（ｂｒｉｔｔｌｅ　ｆｒａｃｔｕｒｅ）が進展しやすくなり、低入熱溶接にもかかわらず靭性値が低くなりやすいという問題があった。
　更に、このようなビード形状はスラグの巻き込みによる溶接欠陥も起こりやすい。
　本発明は、鋼板を内外面からサブマージアーク溶接するに際し、低入熱で十分な溶け込みを得ながら内外面両方の溶接熱影響部で優れた靭性が得られる鋼板のサブマージアーク溶接方法を提供することを目的とする。
　本発明の要旨はつぎの通りである。
［１］鋼板をサブマージアーク溶接で内外面一層溶接する際、内面溶接金属断面積Ｓ１（ｃｒｏｓｓ−ｓｅｃｔｉｏｎ　ａｒｅａ　ｏｆ　ｉｎｔｅｒｎａｌ　ｗｅｌｄ　ｍｅｔａｌ）と外面溶接金属断面積Ｓ２（ｃｒｏｓｓ−ｓｅｃｔｉｏｎ　ａｒｅａ　ｏｆ　ｅｘｔｅｒｎａｌ　ｗｅｌｄ　ｍｅｔａｌ）との和が（１）式を満足し、且つ内面溶接金属断面積Ｓ１は（２）式、外面溶接金属断面積Ｓ２は（３）式を満足することを特徴とする鋼板のサブマージアーク溶接方法。
０．４０≦（Ｓ１＋Ｓ２）／ｔ２≦０．８０　（１）
Ｓ１／ｔ２≦０．３５　　　　　　　　　　　（２）
Ｓ２／ｔ２≦０．４５　　　　　　　　　　　（３）
但し、ｔ：鋼板の板厚（ｍｍ）、Ｓ１：内面溶接金属の断面積（ｍｍ２）で、外面溶接後に外面溶接金属と重なる部分を除く、Ｓ２：外面溶接金属の断面積（ｍｍ２）
［２］上記［１］において、前記内面溶接および前記外面溶接の両者において、鋼板表面で計測したビード幅が（４）式を満たすとともに、鋼板表面から０．４ｔの深さの位置で測定したビード幅が（５）式を満たすことを特徴とする鋼板のサブマージアーク溶接方法。
０．６０≦Ｗ１／ｔ≦０．９５　　（４）
但し、ｔ：板厚（ｍｍ）、Ｗ１：内面溶接側および外面溶接側の鋼板表面において計測したビード幅（ｍｍ）
Ｗ２／ｔ≦０．４５　　　　　　　（５）
但し、ｔ：板厚（ｍｍ）、Ｗ２：内面溶接側および外面溶接側の鋼板表面から板厚方向に０．４ｔの位置で測定したビード幅（ｍｍ）
［３］上記［１］または、［２］に記載された溶接方法で作製された溶接継手。
［４］内外面一層溶接を行う鋼板のサブマージアーク溶接方法であって、内面溶接および外面溶接の両者において、鋼板表面で計測したビード幅が（４）式を満たすとともに、鋼板表面から０．４ｔの深さの位置で測定したビード幅が（５）式を満たすことを特徴とする鋼板のサブマージアーク溶接方法。
０．６０≦Ｗ１／ｔ≦０．９５　　（４）
但し、ｔ：板厚（ｍｍ）、Ｗ１：内面溶接側および外面溶接側の鋼板表面において計測したビード幅（ｍｍ）
Ｗ２／ｔ≦０．４５　　　　　　　（５）
但し、ｔ：板厚（ｍｍ）、Ｗ２：内面溶接側および外面溶接側の鋼板表面から板厚方向に０．４ｔの位置で測定したビード幅（ｍｍ）
［５］上記［４］に記載された溶接方法で作製された溶接継手。
　本発明によれば、鋼板の板厚に応じて、十分な溶け込みを得ながら内外面両方の溶接熱影響部で優れた靭性を有する、溶接欠陥のない溶接継手が得られ産業上極めて有用である。
実施例１および２の開先形状（ｓｈａｐｅ　ｏｆ　ｇｒｏｏｖｅ）を説明する図。 実施例１および２の内面溶接金属断面積（Ｓ１）と外面溶接金属断面積（Ｓ２）を説明する図。 実施例１および２のシャルピー衝撃試験片（Ｃｈａｒｐｙ　ｉｍｐａｃｔ　ｔｅｓｔ　ｓｐｅｃｉｍｅｎ）の採取位置を説明する図。 実施例１および２のビード幅Ｗ１、Ｗ２を説明する図。
　本発明者らは、サブマージアーク溶接で種々の溶接条件下において鋼板の内外面の溶接継手を作製し、溶接金属の断面形状、溶接金属の断面積および溶接熱影響部の靭性について調査した。
　その結果、板厚に応じて内外面の溶接金属断面積を適正に制御することで、十分な溶け込みを得ながら鋼板表面でのビード幅を広げ、内外面両方の溶接熱影響部で優れた靭性が得られることを見出した。本発明は、得られた知見を基に更に検討を加えてなされたものである。
　本発明に係る鋼板のサブマージアーク溶接法では、内面側と外面側を溶接する際、溶け込み不足が生じないように内面溶接金属断面積（Ｓ１）と外面溶接金属断面積（Ｓ２）との和が式（１）を満足するように溶接条件を選定する。
０．４０≦（Ｓ１＋Ｓ２）／ｔ２≦０．８０　（１）
但し、ｔ：鋼板の板厚（ｍｍ）、Ｓ１：溶接方向に垂直な溶接部断面マクロにおける内面溶接金属の断面積（ｍｍ２）で、外面溶接後に外面溶接金属と重なる部分を除く、Ｓ２：溶接方向に垂直な溶接部断面マクロにおける外面溶接金属の断面積（ｍｍ２）
　内面溶接金属の断面積（Ｓ１）と外面溶接金属の断面積（Ｓ２）との和が０．４０×ｔ２を下回ると、内面溶接および／または外面溶接の溶込み深さが足りずに内面溶接金属と外面溶接金属とが重ならなくなり、健全な溶接ビードが得られなくなる。好適な範囲は（０．４０~０．６０）×ｔ２の範囲である。
　更に、溶接入熱が過大にならないように、内面溶接金属の断面積（Ｓ１）と外面溶接金属の断面積（Ｓ２）が、式（２）および式（３）を満足するように溶接条件を選定する。
Ｓ１／ｔ２≦０．３５　　　　　　　　　　　（２）
Ｓ２／ｔ２≦０．４５　　　　　　　　　　　（３）
内面溶接金属の断面積（Ｓ１）が０．３５×ｔ２を超えると、内面溶接において溶接入熱が過大となり、溶接熱影響部の靭性の劣化が問題となる。Ｓ１／ｔ２の好適な範囲は０．２０~０．３０の範囲である。なお、（２）式、（３）式より内面溶接金属の断面積（Ｓ１）と外面溶接金属の断面積（Ｓ２）との和は、０．８０×ｔ２以下となる。
　同様に、外面溶接金属の断面積（Ｓ２）が０．４５×ｔ２を超えると、外面溶接において溶接入熱が過大となり、溶接熱影響部の靭性の劣化が問題となる。Ｓ２／ｔ２の好適な範囲は０．２５~０．４０の範囲である。
　本発明を実施する際は、予め、本溶接と同じ板厚の試験材に種々の条件で溶接を行って、入熱と溶接金属の断面積との関係を求めておき、Ｓ１、Ｓ２が式（１）、式（２）、式（３）を満足する溶接条件を選定する。なお、内面溶接金属と外面溶接金属が重なるように、先行極に高電流密度の溶接条件を適用することが望ましい。
　なお、本発明の好ましい溶接熱影響部の靭性は、シャルピー衝撃試験（切欠き位置：ＦＬ、試験温度：−３０℃、試験本数：３本）を行い、吸収エネルギー（平均値）で、５０Ｊ以上、さらに好ましくは、９０Ｊ以上を言う。
　また、本発明は、上述した溶接方法で作製された溶接継手である。
　尚、本発明で、内面溶接金属断面積（Ｓ１）は以下のように定義する。内面溶接実施後に外面溶接を実施するが、図２に示すように、外面溶接の際に内面溶接金属の一部は再溶融されるため、内面溶接で生成される溶接金属の断面積をそのまま測定することはできない。よって、内面溶接金属のうち、外面溶接金属と重なる部分を除いた部分の面積を測定して内面溶接金属断面積（Ｓ１）とする。
　さらに、上記に加えて、本発明者らは、鋼板のサブマージアーク溶接で種々の溶接条件を用いて鋼板の内外面溶接継手を作製し、ビード形状（ｂｅａｄ　ｓｈａｐｅ）と溶接熱影響部の靭性の関係について検討し、鋼板表面で計測したビード幅（ｂｅａｄ　ｗｉｄｔｈ）、更には溶込みの先端（鋼板表面から０．４ｔの深さの位置）近傍でのビード幅と鋼板の板厚との比を適正な範囲に制御することにより、スラグ巻き込み（ｓｌａｇ　ｉｎｃｌｕｓｉｏｎ）を抑制しつつ、優れたシャルピー衝撃試験結果（切欠き位置（ｌｏｃａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｎｏｔｃｈ）：ＦＬ（ｆｕｓｉｏｎ　ｌｉｎｅ））が得られることを見出した。
　本発明に係る鋼板のサブマージアーク溶接法では、鋼板を内外面１層溶接で溶接する際、内面溶接と外面溶接の両者において、板厚と鋼板表面で計測したビード幅との関係が以下の（４）式を満たすように溶接条件を選定する。
０．６０≦Ｗ１／ｔ≦０．９５　　　　（４）
但し、ｔ：板厚（ｍｍ）、Ｗ１：内面溶接および外面溶接の鋼板表面において計測したビード幅（ｍｍ）、
　板厚ｔと内面溶接および外面溶接の鋼板表面で計測したビード幅Ｗ１との関係が０．６０≦Ｗ１／ｔ≦０．９５を満足する場合、スラグの巻き込みが抑制され健全な溶接部が得られる。
　Ｗ１／ｔ＞０．９５となる溶接ビードにおいては、母材に与えられる熱量が必然的に大きくなり溶接熱影響部の靭性が劣化する。
　一方、０．６０＞Ｗ１／ｔとなる溶接ビードにおいては、鋼板表面から溶け込みの先端までほぼ一様なビード幅となりＦＬが鋼板表面に対して垂直に近い溶け込み形状となるため、板厚方向への脆性破壊（ｂｒｉｔｔｌｅ　ｆｒａｃｔｕｒｅ）が進展しやすくなり靭性値が低くなる。また、スラグの巻き込みによる溶接欠陥も起こりやすい。Ｗ１／ｔの好適な範囲は、０．６５~０．９０である。
　そこで、（４）式の規定に加えて、更に、（５）式を満たすように溶接条件を選定して、ＦＬを鋼板の板厚方向に対して、所定の角度以上になるように、傾斜させる。
Ｗ２／ｔ≦０．４５　　　　　　　（５）
　（５）式によれば、前記ビード幅Ｗ１を計測した鋼板表面から０．４ｔの深さの位置で測定したビード幅Ｗ２を、Ｗ２／ｔが０．４５以下に規定するので、鋼板表面のビード幅に対して、板厚中央部でのビード幅が狭くなる。Ｗ２／ｔの好適な範囲は、０．２０~０．４０である。
　本発明を実施する際は、予め、本溶接と同じ板厚の試験材に種々の条件で溶接を行って、入熱と溶け込み形状との関係を求めておき、Ｗ１とＷ２が式（４）、式（５）を満足する溶接条件を選定する。なお、内面溶接金属と外面溶接金属が重なるように、先行極に高電流密度の溶接条件を適用することが望ましい。
また、本発明は、上述した溶接方法で作成された溶接継手である。
　表１に示す化学成分（ｃｈｅｍｉｃａｌ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｉｏｎ）を有する板厚２８、３３，３８．１ｍｍのＵＯＥ鋼管用の鋼板１に図１に示す開先形状の開先加工（ｇｒｏｏｖｅ　ｍａｃｈｉｎｉｎｇ）を施した後、表３に示す溶接条件で内外面１層溶接の多電極サブマージアーク溶接を施して溶接継手を作製した。なお、表２に開先寸法を示す。
　作製した継手からシャルピー衝撃試験片（ＪＩＳＺ３１１１に規定する４号試験片）を採取し、ＪＩＳＺ２２４２の金属材料衝撃試験方法に準拠してシャルピー衝撃試験（切欠き位置：ＦＬ，試験温度：−３０℃）を行い、吸収エネルギー（ａｂｓｏｒｂｅｄ　ｅｎｅｒｇｙ）（３本の平均値）を求めた。
　図３にシャルピー衝撃試験片２の採取位置を示す。溶接部４のＦＬ５を切欠き位置として、ノッチ３が板厚方向と平行でかつ内面溶接および外面溶接のそれぞれについて、鋼板１の表面下７ｍｍの位置がシャルピー衝撃試験片２の中心となるように採取した。尚、切欠き位置３：ＦＬ５は、ノッチ底における溶接金属と母材（溶接熱影響部）の比率が５０％−５０％になる位置とした。
　表４にシャルピー衝撃試験の結果（上段：内面側、下段：外面側）および溶接金属断面形状（ｃｒｏｓｓ−ｓｅｃｔｉｏｎａｌ　ｓｈａｐｅ　ｏｆ　ｗｅｌｄ　ｍｅｔａｌ）の観察結果を示す。なお、表４中の評価で、
欠陥が無く、かつｖＥ−３０が、９０Ｊ以上を◎：極めて良好、欠陥が無く、内面側および／あるいは、外面側のｖＥ−３０が、５０Ｊ以上９０Ｊ未満の場合を○：良好、欠陥が有る場合および内面側あるいは外面側のｖＥ−３０が、５０Ｊ未満の場合を×：不可とした。
　本発明例（条件Ｎｏ．１~５）は、内外面一層溶接の溶接金属の断面積を制御したので、充分な溶込み深さの健全な溶接ビード（ｗｅｌｄ　ｂｅａｄ）となり、溶接熱影響部において優れた靭性（９０Ｊ以上）を得ることが出来た。また、参考までに、本発明の請求項２に関わる溶接金属４の溶け込み形状におけるＷ１／ｔ、Ｗ２／ｔの測定値を示した。本発明例（条件Ｎｏ．１~５）では、全て本発明の請求項２で規定された（４）および（５）式を満足するものであった。なお、Ｗ１およびＷ２は、図３に示す測定位置で測定したものである。
　一方、比較例（条件Ｎｏ．８、９）は内外面一層溶接の溶接金属の断面積の和が小さく請求項１で規定された（１）式を満足せず、溶込み不足が生じた。
　比較例（条件Ｎｏ．６）は内面溶接金属の断面積が請求項１で規定された（（２）式を満足せず、内面溶接熱影響部の靭性が劣化した。比較例（条件Ｎｏ．７）は外面溶接金属の断面積が請求項１で規定された（（３）式を満足せず、外面溶接熱影響部の靭性が劣化した。
　実施例１の表１に示す板厚、組成を有する鋼板に、図１に示す開先形状で、実施例１の表２に示す開先寸法の開先加工を施した後、表５に示す溶接条件で内外面１層溶接の４電極サブマージアーク溶接を施して溶接継手を作製した。
　作製された継手から、実施例１と同様にして、鋼板１の内面溶接または外面溶接側の鋼板表面下７ｍｍの位置がシャルピー試験片中央となるようにシャルピー衝撃試験片（ＪＩＳ　Ｚ　３１１１に規定する４号試験片）を採取し、ＪＩＳ　Ｚ　２２４２の金属材料衝撃試験方法に準拠してシャルピー衝撃試験（切欠き位置：ＦＬ、試験温度：−３０℃、試験本数：３本）を行い、吸収エネルギー（平均値）を求めた。尚、切欠き位置３：ＦＬ５は、ノッチ底における溶接金属と母材（溶接熱影響部）の比率が５０％−５０％になる位置とした。
　図４に外面溶接側および内面溶接側の溶接金属４の溶け込み形状におけるＷ１、Ｗ２の測定位置を模式的に示す。
　表６に溶接部の形状、シャルピー衝撃試験結果及び溶接欠陥の有無を示す。また、併せて溶接金属断面形状Ｓ１／ｔ２、Ｓ２／ｔ２および（Ｓ１＋Ｓ２）／ｔ２の測定結果を示す。なお、表６中の評価で、欠陥が無く、かつｖＥ−３０が、９０Ｊ以上を◎：極めて良好、欠陥が無く、内面側および／あるいは、外面側のｖＥ−３０が、５０Ｊ以上９０Ｊ未満の場合を○：良好、欠陥が有る場合および内面側あるいは外面側のｖＥ−３０が、５０Ｊ未満の場合を×：不可とした。条件Ｎｏ．１~６は本発明例で、請求項１で規定された（１）~（３）式を満足する（内外面一層溶接の溶接金属の断面積を制御した）ので、充分な溶込み深さの健全な溶接ビードとなり、さらに、内外面溶接とも請求項２で規定した（４）式および（５）式を満足し、溶接欠陥のない健全なビードを得ながら溶接熱影響部においてきわめて良好な靭性（９０Ｊ以上）が得られていることが確認された。
　一方、条件Ｎｏ．７~１１は、請求項１で規定された（１）~（３）式を満足するが、請求項２で規定した（４）あるいは、（５）式は満足しない。したがって、本発明例であるが、条件Ｎｏ．１~６に比べて内面または、外面の溶接熱影響部の靭性が劣る。具体的には、条件Ｎｏ．７は外面溶接がＷ１／ｔ＞０．９５となり、請求項２で規定された（４）式を満たさず、外面溶接熱影響部のシャルピー衝撃値が低かった。条件Ｎｏ．８は外面溶接がＷ２／ｔ＞０．４５となり請求項２で規定された（５）式を満たさず、外面溶接熱影響部のシャルピー衝撃値が低かった。
　条件Ｎｏ．９，１０は内面溶接がＷ１／ｔ＜０．６０となり、請求項２で規定された（４）式を満たさず、内面溶接熱影響部のシャルピー衝撃値が低かった。条件Ｎｏ．１１は外面溶接がＷ１／ｔ＜０．６０となり、請求項２で規定された（４）式を満たさず、外面溶接熱影響部のシャルピー衝撃値が低くかった。
条件Ｎｏ．１２については、外面の溶接金属の断面積が請求項１で規定された（３）式を満足せず、さらにＷ１／ｔ＞０．９５となり、請求項２で規定された（４）式を満足しない比較例であり、外面溶接熱影響部のシャルピー衝撃値が低かった。条件Ｎｏ．１３については、内面溶接金属と外面溶接金属の断面積の和が請求項１で規定された（１）式を満足せず、さらに、内面溶接がＷ１／ｔ＜０．６０となり、請求項２で規定された（４）式を満たさない比較例で溶け込み不足が生じた。
１　ＵＯＥ鋼管用の鋼板
２　シャルピー衝撃試験片
３　切欠き位置（ｌｏｃａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｎｏｔｃｈ）
４　溶接部
５　ＢＯＮＤ（ＦＬとも言う）
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
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Claims (5)

  1. 　鋼板をサブマージアーク溶接で内外面一層溶接する際、内面溶接金属断面積Ｓ１と外面溶接金属断面積Ｓ２との和が（１）式を満足し、且つ内面溶接金属断面積Ｓ１は（２）式、外面溶接金属断面積Ｓ２は（３）式を満足することを特徴とする鋼板のサブマージアーク溶接方法。
    ０．４０≦（Ｓ１＋Ｓ２）／ｔ２≦０．８０　（１）
    Ｓ１／ｔ２≦０．３５　　　　　　　　　　　（２）
    Ｓ２／ｔ２≦０．４５　　　　　　　　　　　（３）
    但し、ｔ：鋼板の板厚（ｍｍ）、Ｓ１：内面溶接金属の断面積（ｍｍ２）で、外面溶接後に外面溶接金属と重なる部分を除く、Ｓ２：外面溶接金属の断面積（ｍｍ２）
  2. 　請求項１において、前記内面溶接および前記外面溶接の両者において、鋼板表面で計測したビード幅が（４）式を満たすとともに、鋼板表面から０．４ｔの深さの位置で測定したビード幅が（５）式を満たすことを特徴とする鋼板のサブマージアーク溶接方法。
    ０．６０≦Ｗ１／ｔ≦０．９５　　（４）
    但し、ｔ：板厚（ｍｍ）、Ｗ１：内面溶接側および外面溶接側の鋼板表面において計測したビード幅（ｍｍ）
    Ｗ２／ｔ≦０．４５　　　　　　　（５）
    但し、ｔ：板厚（ｍｍ）、Ｗ２：内面溶接側および外面溶接側の鋼板表面から板厚方向に０．４ｔの位置で測定したビード幅（ｍｍ）
  3. 　請求項１または、２に記載された溶接方法で作製された溶接継手。
  4. 　内外面一層溶接を行う鋼板のサブマージアーク溶接方法であって、前記内面溶接および前記外面溶接の両者において、鋼板表面で計測したビード幅が（４）式を満たすとともに、鋼板表面から０．４ｔの深さの位置で測定したビード幅が（５）式を満たすことを特徴とする鋼板のサブマージアーク溶接方法。
    ０．６０≦Ｗ１／ｔ≦０．９５　　（４）
    但し、ｔ：板厚（ｍｍ）、Ｗ１：内面溶接側および外面溶接側の鋼板表面において計測したビード幅（ｍｍ）
    Ｗ２／ｔ≦０．４５　　　　　　　（５）
    但し、ｔ：板厚（ｍｍ）、Ｗ２：内面溶接側および外面溶接側の鋼板表面から板厚方向に０．４ｔの位置で測定したビード幅（ｍｍ）
  5. 　請求項４に記載された溶接方法で作製された溶接継手。
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