CN101489710B - 焊接方法及焊接物 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种在使用焊丝(7)使工件彼此焊接连接时，通过切换施加到焊丝(7)和工件之间的电压的极性来进行交流电弧焊接的焊接方法，该工件包括铝铸造构件(1)和铝锻造构件(3)。在该焊接方法中，以满足如下条件的方式进行交流电弧焊接：|B|/(A+|B|)≥0.128，其中，A表示在焊丝(7)的极性为正的时间内的电流的积分值，B表示在焊丝(7)的极性为负的时间内的电流的积分值；由此，焊接过程中输入到铝铸造构件(1)中的热量被设定为小于等于67.8J/mm²。

Description

焊接方法及焊接物

技术领域

本发明涉及一种当至少一个工件为铸造材料时利用焊接用的材料使铝合金工件彼此焊接的焊接方法。

背景技术

作为铝铸造材料中的一种的压铸材料(die-cast material)和如铝挤出材料等锻造材料(wrought material)都广泛用于汽车、船舶、工业机器等领域。这是因为压铸材料可以制成各种薄的形状复杂且精度高的部件，锻造材料具有优异的强度特性。

这些年来，应对日益增强的改善环境品质的呼声，对汽车轻量化的需求也日益增长。作为满足上述需求的一种手段，均通过由电弧焊(arc welding)将上述压铸材料和锻造材料焊接在一起而获得的焊接结构已经越来越多地被用作构成车身和悬架等的结构。

另外，由于这些焊接结构必需承受汽车行驶时产生的外力，因此，为了采用这些焊接结构，必须确保焊接品质的可靠性，特别是必须确保焊接强度。具体地，当焊接结构破裂时，破裂必须仅出现在压铸材料或锻造材料中。

然而，当铝压铸材料和铝锻造材料被电弧焊接在一起时，由于压铸材料中所含的气体在焊接部位形成气孔，因此，焊接部位的焊接强度降低。

鉴于此，例如，如日本特开平8(1996)-206838号公报公开的那样，当进行直流脉冲电弧焊时，通过使用搅拌器搅拌焊接熔池和通过使用加热器加热焊接熔池等来减少气孔。

此外，如日本特开平10(1998)-314948号公报公开的那样，用交流TIG电弧焊接方法使铝压铸构件的位于铝压铸构件与将被连接到该铝压铸构件的铝材料之间的交界附近的部分熔化，从而，附近的这部分铝压铸构件中含有的气体从该部分释放。一旦附近的这部分铝压铸构件凝固，由交流TIG填充电弧焊接方法将铝压铸构件和将被连接到该铝压铸构件的铝材料焊接在一起。

另外，日本特开2005-34868号公报公开了激光照射与弧长振荡脉冲电弧焊接方法的组合。在将激光束照射到熔池中的熔化部与非熔化部之间的前方交界的附近时进行弧长振荡脉冲电弧焊，使得在焊接过程中利用激光照射从熔化部释放气体。

发明内容

然而，上述传统技术具有以下问题。

日本特开平8(1996)-206838号公报中说明的传统技术除了常规的电弧焊接机器之外，还需要搅拌焊接熔池用的部件和加热焊接熔池用的部件。因此，该传统技术需要额外的设备和加工步骤来减少气孔，因此增加了成本。额外的加工步骤增加了加工时间，因此导致生产效率的降低。

日本特开平10(1998)-314948号公报中说明的传统技术需要用电弧焊接方法熔化铝压铸构件的位于铝压铸构件与将被连接到该铝压铸构件的铝材料之间的前方交界附近的部分。这增加了加工时间，因此导致生产效率的降低。

日本特开2005-34868号公报中说明的传统技术除了常规的焊接机器之外，还需要用于将激光束照射到基材的位于焊接熔池中的熔化部和非熔化部之间的前方交界附近的部分上的部件。这样，该传统技术需要额外的设备来减少气孔，因此增加了成本。

鉴于此，本发明的目的是：在不需要额外的设备或加工步骤的情况下，只使用常规的电弧焊接机器来抑制焊接部位中的气孔的产生。

本发明的一方面是一种在工件中的至少一个为铸造材料时，为了使用焊接用的材料使铝合金工件彼此焊接连接在一起，通过切换施加到焊接用的材料和铝合金工件之间的电压的极性来进行交流电弧焊接的焊接方法，该焊接方法的特征在于，通过将焊接过程中输入到铸造材料中的热量设定为小于等于67.8J/mm²(焦耳每平方毫米)来进行交流电弧焊接。

本发明的另一方面是一种焊接物，使用前述焊接方法对该焊接物进行了焊接加工，该焊接物的特征在于，满足E/D＜0.168，其中，D表示当从上方垂直观察时，由于交流电弧焊接过程中输入到焊接用的材料和工件的热使焊接用的材料和工件熔化而形成的熔化金属的面积，E表示当从上方垂直观察时，覆盖熔化金属及其周围的由于焊接过程中输入的热导致晶体结构发生变化的工件区域的面积中存在的各气孔的面积的总和。

附图说明

图1是示意性示出根据本发明的实施方式的交流电弧焊接机器的整体构造的方框图。

图2是示出如图1所示的电弧焊接机器如何通过搭接角接焊接(lap fillet joint welding)将铸造材料和锻造材料焊接在一起的剖视图。

图3示出了从如图1所示的焊接电源单元进给的流过焊丝的焊接电流的波形。

图4是表示作为算出气孔密度的例子的焊接之后通过将X射线自上而下投射到图2所示的熔化金属和热影响部上而获得的射线图像。

图5是示出在焊接物破裂时输入到铸造材料中的每单位板厚的热量和焊接期间的极性比率之间存在的相互关系的图。

图6是示出当铸造材料中含有的气体量为0cc(立方厘米)以上但小于等于3cc时输入的热量和气孔密度之间的相互关系的图。

图7是示出当铸造材料中含有的气体量大于3cc但小于等于4cc时输入的热量和气孔密度之间的相互关系的图。

图8是示出当铸造材料中含有的气体量大于4cc但小于等于5cc时输入的热量和气孔密度之间的相互关系的图。

图9是示出当铸造材料中含有的气体量大于5cc但小于等于6cc时输入的热量和气孔密度之间的相互关系的图。

图10是示出当铸造材料中含有的气体量大于6cc但小于等于7cc时输入的热量和气孔密度之间的相互关系的图。

图11是示出当铸造材料中含有的气体量大于7cc但小于等于8cc时输入的热量和气孔密度之间的相互关系的图。

图12是示出当铸造材料中含有的气体量大于8cc但小于等于10cc时输入的热量和气孔密度之间的相互关系的图。

具体实施方式

在下文中将基于附图说明本发明的实施方式。

图1是示意性示出根据本发明的实施方式的交流电弧焊接机器的整体构造的方框图。将要利用上述交流电弧焊接机器焊接到一起的工件是由铝合金制成的铸造材料1和由另一种铝合金制成的锻造材料3。使铸造材料1和锻造材料3彼此搭接。其后，通过角接焊接(fillet joint welding)将作为一板材的锻造材料3的端部焊接到作为另一板材的铸造材料1的表面上。铸造材料1和锻造材料3被置于用作电极的台座4上。台座4包括与产生电弧23的部位对应的凹部4a。稍后将说明电弧23。

焊枪5以如下方式容纳作为焊接用的材料的焊丝7：焊丝7可沿如图1所示的上下方向移动，从焊枪5的最下端朝向焊枪5下方的焊接部位连续进给焊丝7。由焊丝进给马达9转动的成对的焊丝进给辊11被布置在焊枪5的上方。焊丝进给辊11的转动将焊丝7向下进给。

通过接收从焊接电源单元13发送的进给控制信号Ms来驱动上述焊丝进给马达9，从而使焊丝进给辊11转动。

利用缆线17将焊接电源单元13的一个电极端子15连接到焊枪5，利用缆线21将焊接电源单元13的另一个电极端子19连接到台座4。

在该构造中，焊接电源单元13在电极端子15和19之间输出焊接电压V。由此，在铸造材料1、锻造材料3以及从焊枪5进给的焊丝7的前端之间产生电弧23。结果，使铸造材料1、锻造材料3和焊丝7熔化，形成如图2所示的熔化金属25。由此，铸造材料1和锻造材料3被焊接在一起。此时，在熔化金属25的周围区域具有热影响部27，在该热影响部27中，各工件(铸造材料1和锻造材料3)的晶体结构由于焊接过程中输入的热而改变。在该热影响部27中，工件没有熔化，只有工件的晶体结构改变。由此，工件仍然保持其固体状态。

图3示出了从焊接电源单元13供给的流过焊丝7的焊接电流的波形。在图3中，T1表示焊丝7的极性为正时的时间长度，T2表示焊丝7的极性为负时的时间长度。另外，T3表示基值电流流过焊丝7的时间长度。I1、I2、I3分别表示在时间T1、T2和T3流过焊丝7的电流的值。

在图3中，电流流动的一个周期是时间T1和T2的总和。电流流动的该一个周期被设定为满足

|B|/(A+|B|)≥0.128

其中，A表示在焊丝7的极性为正的时间T1内的电流的积分值，|B|表示在焊丝7的极性为负的时间T2内的电流的积分值。

这里，通过用电流流动的一个周期(T1+T2)中的值(A+|B|)除表示在焊丝7的极性为负的时间T2内的电流的积分值的值|B|而获得的比率被定义为极性比率C。如上所述，通过将该极性比率C调整为大于等于0.128，可以将输入到工件中的热量，尤其是可以将输入到内部含有气体的铸造材料1中的热量降低到67.8J/mm²(与输入到该工件或铸造材料1的每单位板厚的输入热量对应)。这抑制了熔化金属25和热影响部27中的气孔的产生。

在上述电流流动的各周期(T1+T2)中，焊丝7的极性为正的时间和焊丝7的极性为负的时间交替发生，并且重复该交替。代替这种方式，可以以不同的方式来定义一个周期。例如，可以以脉冲状的方式连续地赋予焊丝7的极性为正的时间；并且可以如图3所示交替赋予焊丝7的极性为正的时间和焊丝7的极性为负的时间。因此，一个周期可包括：焊丝7的极性为正的时间以脉冲状的方式连续出现的时间区域；以及焊丝7的极性为正的时间和焊丝7的极性为负的时间交替、重复出现的时间区域。调整波形使得以这种方式定义的电流流动的一个周期满足|B|/(A+|B|)≥0.128，其中，A表示焊丝7的极性为正的时间T1内的电流的积分值，B表示焊丝7的极性为负的时间T2内的电流的积分值。

从根本上讲，根据本实施方式的电流流动的波形不限于图3所示的电流流动波形。只要波形满足|B|/(A+|B|)≥0.128，任何波形都可以用于实现本实施方式，其中，A表示焊丝7的极性为正的时间内的电流的积分值，|B|表示焊丝7的极性为负的时间内的电流的积分值。

在电弧焊中，如上所述，首先，通过使电流在工件和构成电极的焊丝之间流动来进行连接。这产生了使焊丝7和工件(铸造材料1和锻造材料3)熔化的电弧等离子体的热能。一旦含有这三种金属的熔化金属凝固，就形成焊接部(熔化金属25)，因此，成对的铸造材料1和锻造材料3被连接在一起。

另外，熔化金属25的形状极大地取决于在构成一个电极的焊丝7与成对的工件之间流动的电流的量以及与电极的极性设定对应的电流流动方向。具体地，表示电流的值是与用于熔化三种金属的电弧等离子体的热能的量相关的因素，而电流流动方向是与电弧等离子体的热能在构成一个电极的焊丝与工件之间的分配相关的因素。

电流流动方向取决于焊丝的极性设定而确定。当使用焊丝的极性作为基准时，存在两种类型的电流流动方向：一种是将焊丝设定为正极性时确定的逆极性电流流动方向，另一种是将焊丝设定为负极性时确定的正极性电流流动方向。在焊丝和成对的工件之间分配的电弧等离子体的热能的量在正极性电流流动方向和逆极性电流流动方向之间是不同的。

焊丝的极性为正的逆极性电流流动方向的特征是大量的热能被分配到作为基材的铸造材料1，从而主要用于加热和熔化基材，该基材构成用于放出电子的负极。另一方面，较少量的热能被分配到构成正极的焊丝，从而使电子流入的焊丝的前端部被集中加热熔化，从而熔化较少量的焊丝。

相反地，焊丝的极性为负的正极性电流流动方向的特征是：热能的量主要被分配到构成负极的焊丝；从包括焊丝前端部的整个焊丝放出电子；因此，整个焊丝熔化；因此，焊丝的熔化量增加。另一方面，此时，主要由使焊丝熔化成飞溅并附着到基材的熔化金属的熔化热相关的间接输入到基材的热来熔化基材。因此，较少程度地加热熔化基材。

现在，下面将基于焊接现象来说明逆极性电流流动方向和正极性电流流动方向之间的差异。在焊丝的极性为正的逆极性电流流动方向的情况下，加热熔化主要发生在基材。因此，铝铸造材料1大量熔化。由于铝铸造材料1中所包含的大部分气体被析出到熔化金属25中，因此，出现在熔化金属25中的气孔的量增加。另外，由于作为基材的铝铸造材料1被直接加热，因此，铝铸造材料1中包含的部分气体被析出到熔化金属25周围的热影响部27中。结果，在热影响部中出现气孔。

相反地，在焊丝的极性为负的正极性电流流动方向的情况下，加热熔化主要发生在焊丝7，并且用于加热熔化基材的热源是在由焊丝熔化形成的熔化金属飞溅并附着到基材时间接输入到基材的热。结果，由于熔化基材的量变小，因此熔化金属25中的气孔的量减少。另外，由于基材很少地被加热，因此，从基材析出到热影响部27中的气体的量也减少。因此，热影响部中出现的气孔的量也减少。

在本实施方式中，如图3所示，焊丝7的极性为正的逆极性电流流动方向和焊丝7的极性为负的正极性电流流动方向之间的相互关系被设定成使得极性比率C大于等于0.128，其中，通过用表示电流流动的一个周期(T1+T2)的积分的值(A+|B|)除表示在焊丝7的极性为负的时间T2内的电流的积分的值|B|来获得极性比率。

图4示出了作为算出熔化金属25和热影响部27中的气孔密度的例子的焊接之后通过将X射线自上而下投射到如图2所示的熔化金属25及其周围的热影响部27上而获得的射线图像。这里，气孔的密度F被定义为通过用熔化金属25在俯视图中的面积D(由表示熔化金属25的外周的线25a所围成的整个内部面积)除形成在熔化金属25和热影响部27中的各气孔BH在俯视图中的面积的总和E而获得的面积比E/D。

在这种情况下，在本实施方式中，通过将极性比率C设定为大于等于0.128并且将输入到铸造材料1中的热量设定为小于等于67.8J/mm²来将气孔密度F设定为小于0.168。该设定防止了气孔对焊接强度的不利影响。

接着，将说明根据本实施方式的输入到铸造材料1的热量和作为该输入热量的控制因素的极性比率之间的关系。

图5是示出当一定外力作用于工件时产生的破裂类型的图。在该图中，纵轴(Y)表示输入到铸造材料1中的热量(单位：J/mm²，与输入的每单位板厚的热量对应)，横轴(X)表示极性比率C(这里表示的是极性比率C乘以100后获得的百分数％)。在该图中，各叉号(×)表示熔化金属25破裂(以下称为“焊缝(bead)破裂”)，各白色圆(○)表示铸造材料1破裂(以下称为“基材破裂”)。

输入到铸造材料1中的每单位板厚的输入热量(单位：J/mm²)是通过用铸造材料1的板厚(mm)除由电流值(A)×电压值(V)×(1-极性比率)/焊接速度(mm/sec)表示的值所获得的值。

注意，在图5所示的情况下，铸造材料1中所含的气体量G被设定为0cc＜G≤7cc。

在图5中，由直流(DC)脉冲焊接获得纵轴上的表示极性比率C为0％的三个数据。根据下式，随着横轴上的极性比率C逐渐增大，铸造材料1中的每单位板厚的输入热量减少，这表示可以由极性比率C来控制输入的热量。

Y＝78.746-0.869X

如图5所示，可以通过将每单位板厚的输入热量设定为67.8J/mm²以下来实现由白色圆(○)表示的基材破裂类型。另外，上式表示将每单位板厚的输入热量设定为67.8J/mm²以下需要将极性比率C设定为12.8％以上。

注意，对于这里论述的输入热量，没有考虑焊接过程中的热效率。因此，当考虑到热效率时，每单位板厚的输入热量(单位：J/mm²)需要乘以热效率系数η。例如，在进行MIG焊接的情况下，η＝0.7。从而，每单位板厚的输入热量变成67.8×0.7＝47.46J/mm²或小于47.46J/mm²。

表1所示成分的材料被用于在本实施方式中所采用的由各铝合金制成的铸造材料1、锻造材料3和焊丝7。

[表1]

单位：质量％

Mn

Cu

Si

Mg

Zn

Fe

Mn

Ti

Sr

其它

锻造材料

0.1

0.25

2.4～3.0

0.25

0.4

0.50～1.0

0.2

-

AL

铸造材料

小于等于0.03

9.5～11.5

0.1～0.5

小于等于0.08

小于等于0.15

0.5～0.8

0.04～0.15

0.01～0.02

AL

焊丝

小于等于0.10

小于等于0.25

2.4～3.0

小于等于0.25

小于等于0.40

0.5～1.0

0.05～0.20

-

AL

图6至图12中的每一副图均是示出当铸造材料(基材)1所含有的气体量G变化时，与输入到铸造材料1中的热量和气孔密度之间的相互关系相关的破裂类型的图。在图中，横轴表示输入到铸造材料(基材)1中的热量(单位：J/mm²)，纵轴表示气孔密度F(这里表示的是由气孔密度F乘以100获得的百分数％)。注意，通过兰斯莱(Ransley)方法，在使用从焊接部附近获得的样本的情况下进行气体量的测量。

图6示出了每100g(克)铸造材料中所含的上述气体量G为极小的0cc-3cc。在这种情况下，即使当输入的热量引起焊缝破裂的大约78-84J/mm²并且与如图5所示的直流脉冲焊接的输入热量相当时，气孔密度也比等于16.8％的上限小。因此，获得由白色圆(○)表示的基材破裂类型。

每100克铸造材料中所含的上述气体量G为0cc-3cc的事实意味着铸造材料中所含的气体量极小，这增加了铸造成本，且产生品质控制方面的缺点。

图7是每100克铸造材料中所含的气体量G满足3cc＜G≤4cc的情况。在这种情况下，图7示出了当气孔密度小于16.8％、输入热量小于等于67.8J/mm²时获得由白色圆(○)表示的基材破裂类型。另外，图7还示出了大约78J/mm²但小于等于大约84J/mm²的与直流脉冲焊接的输入热量相当的输入热量不足以满足气孔密度应小于16.8％的基材破裂的条件。

图6和图7示出了当铸造材料中的输入热量是与直流脉冲焊接的输入热量对应的78-84J/mm²时，为了获得基材破裂类型，基材中所含的气体量必需小于等于3cc。

图8示出了每100克铸造材料中所含的气体量G满足4cc＜G≤5cc的情况。图9是每100克铸造材料中所含的气体量G满足5cc＜G≤6cc的情况。在这两种情况下，示出了当输入热量小于等于67.8J/mm²且气孔密度小于16.8％时，获得由白色圆(○)表示的基材破裂类型。

图10是每100克铸造材料中所含的气体量G满足6cc＜G≤7cc的情况。在这种情况下，与分别由图8和图9所示的4cc＜G≤5cc和5cc＜G≤6cc的情况一样，图10示出了当输入热量小于等于67.8J/mm²且气孔密度小于16.8％时，获得由白色圆(○)表示的基材破裂类型。

图11是每100克铸造材料中所含的气体量G满足7cc＜G≤8cc的情况。一旦气体量G超过7cc，当输入热量小于等于67.8J/mm²且气孔密度小于16.8％时，观察到由叉号(×)表示的焊缝破裂类型。

由此判断，即使在每100克铸造材料1中所含的气体量G最多达到7cc从而减少铸造材料1的铸造成本并且减少品质控制所需的工作的情况下，通过将输入到铸造材料1的热量设定为小于等于67.8J/mm²且将气孔密度设定为小于16.8％，仍然可以获得基材破裂类型。

图12是每100克铸造材料中所含的气体量G满足8cc＜G≤10cc的情况。在这种情况下，输入热量和气孔密度在任何情形下都不能获得基材破裂类型。另外，输入热量和气孔密度之间的关系与气体量G为8cc的情况相反。从而，理论上讲，不能用输入热量来解释气孔密度。因此，图12中的情况超出了本发明的适用范围。

通过图6至图12可以观察到，气孔密度随着输入热量的增加的增加率随着气体量G从图6中的3cc增加到图9中的6cc而增加。图6至图12示出了输入热量和气体量G均与气孔密度呈正的相关性。

如果气体量G增加到每100克铸造材料中的气体量G满足6cc＜G≤7cc的范围，则该增加不会提高反而会降低气孔密度随着输入热量的增加的增加率。然而，用于获得基材破裂类型的气孔密度和输入热量的条件的允许范围仍然在本发明的适用范围内。

在气体量G超过7cc的范围中，不能由输入热量或气孔密度来控制基材破裂类型。因此，假设破裂类型与气孔密度之外的其它因素相关，这表示该情况超出了本发明的适用范围。

从根本上讲，本发明的主旨在于，在由电弧焊使铝铸造材料和铝锻造材料连接在一起的情况下，通过控制焊接过程中输入到作为基材的铝铸造材料的热量而将焊接部中产生的气孔的密度降低到等于或低于可以获得基材破裂类型的密度。

与气孔的发展直接相关的因素是：作为气孔源的铸造基材中所含的气体量G；以及与要被析出的气体量相关的输入到基材中的热量。在本发明中，如上所述，当进行交流电弧焊接时，通过将极性比率设定为大于等于0.128并且将输入到铸造基材中的热量设定为小于等于67.8J/mm²来使气孔密度小于16.8％。

在这一方面，与将气孔密度设定为小于16.8％直接相关的基材中所含的气体量G的上限是如上所述的每100克基材中的气体含量为7cc。

该气体量的该上限比用于直流脉冲焊接的基材中所含的气体量的极限值、即3cc的两倍还要高。这样，即使每100克铸造材料中所含的气体量G高达7cc，在进行交流电弧焊接时，通过将极性比率设定为大于等于0.128并且将输入到基材中的热量设定为小于等于67.8J/mm²，本发明也能够将气孔密度设定为小于16.8％。由此，本发明提供基材破裂类型。因此，本发明减少了铸造材料的铸造成本和焊接成本，有利于品质控制并且提高了生产率。

通常，在焊接结构的情况下，特别是在如汽车的车身和悬架等结构的情况下，由于当汽车行驶时这些结构接收外力，因此必须确保焊接品质的可靠性、特别是必须确保焊接强度。具体地，作为破裂类型，必须是基材破裂，而不是熔化金属25破裂。

通过将极性比率设定为大于等于0.128，本发明能够提供基材破裂类型，从而确保焊接强度。

作为实施方式，已经示出了由搭接角接焊接使铸造材料1和锻造材料3连接在一起的例子。然而，应该注意，本发明可适用于所有用于将铝铸造材料和铝锻造材料焊接在一起的电弧焊接类型，该电弧焊接类型包括对焊、T型接头焊、十字接头焊、角接接头焊、端接接头焊等。

通过将气孔密度F设定为小于0.168，使用根据本发明的方法制造出的焊接物能够避免气孔对焊接强度的影响。

产业上的可利用性

由于本发明通过在焊接过程中将输入到含有气体的铸造材料中的热量设定为小于等于67.8J/mm²来进行交流电弧焊，因此，本发明能够防止热被输入到铸造材料中，从而能够防止在熔化金属及其周围的晶体结构发生变化的热影响部中产生气孔。由此，本发明能够增强焊接部位的强度。这里，本发明仅需要常规电弧焊接机器，而不需要额外的设备或加工步骤。

Claims (5)

1.一种焊接方法，其在利用焊接用的材料使铝合金工件彼此焊接连接时，通过切换施加到所述焊接用的材料和所述铝合金工件之间的电压的极性来进行交流电弧焊接，所述铝合金工件中的至少一个为铸造材料，其中，

通过将焊接过程中输入到所述铸造材料中的热量设定为小于等于67.8J/mm²来进行所述交流电弧焊接。

2.根据权利要求1所述的焊接方法，其特征在于，以满足如下条件的方式进行所述交流电弧焊接：

|B|/(A+|B|)≥0.128

其中，A表示在所述焊接用的材料的极性为正的时间内的电流的积分值，且

B表示在所述焊接用的材料的极性为负的时间内的电流的积分值。

3.根据权利要求1所述的焊接方法，其特征在于，通过将每100克所述铸造材料中所含的气体量设定为小于等于7cc来进行所述交流电弧焊接。

4.根据权利要求1所述的焊接方法，其特征在于，

所述铝合金工件中的一方是由所述铸造材料制成的板材，所述铝合金工件中的另一方是由锻造材料制成的板材，并且

在这些板材相互搭接的情况下，通过将一个板材的端部焊接到另一个板材上。

5.一种焊接物，使用权利要求1所述的焊接方法对所述焊接物进行了焊接加工，所述焊接物满足：

E/D＜0.168

其中，D表示由在所述交流电弧焊接过程中输入到所述焊接用的材料和所述工件的热使所述焊接用的材料和所述工件熔化形成的熔化金属在俯视图中的面积，以及

E表示所述熔化金属及其周围的由于焊接过程中输入的热导致晶体结构发生改变的工件区域在俯视图中的面积中存在的气孔在俯视图中的面积的总和。

Images