JP2007268577A - タンデムアーク溶接方法 - Google Patents

Abstract

【課題】既に普及しているロボットシステム、及び、既に普及している溶接ワイヤを用いることができ、低コストで、かつ、従来の低速に加え高速でも十分な継手疲労強度が得られるタンデムアーク溶接方法を提供する。
【解決手段】タンデムアーク溶接方法は、シールドガスを用い、２つの電極（Ｌ極ＥＬ及びＴ極ＥＴ）で１つの溶融池Ｐを形成して溶接し、Ｎｉ及びＭｎの含有量が、０．５０（質量％）≦｛Ｎｉ（質量％）＋Ｍｎ（質量％）｝≦６．００（質量％）を満足する鉄系ワイヤである第１溶接ワイヤ（溶接ワイヤＷ１又はＷ２）と、Ｎｉ及びＭｎの含有量が、１１．００（質量％）≦｛Ｎｉ（質量％）＋Ｍｎ（質量％）｝≦５０．００（質量％）を満足するワイヤである第２溶接ワイヤ（溶接ワイヤＷ２又はＷ１）とを用いることを特徴とする。
【選択図】図１

Description

本発明は、タンデムアーク溶接方法に係り、特に、炭素鋼の薄板に適用可能なタンデムアーク溶接方法に関する。

近年、燃費向上を目的とした自動車の車重軽減のために高張力鋼板を使用する動きが活発化している。高張力鋼板も軟鋼と同様にアーク溶接がなされるが、溶接継手では疲労強度が軟鋼と同程度にしか確保できず、高張力鋼板本来の性能を発揮できない問題がある。この溶接部の疲労強度が母材より低下する原因として、溶接止端部への応力集中と、熱による膨張、収縮によって生じる引張残留応力とが主因と考えられ、従来、以下のような手段によって改善が試みられてきた。

溶接止端部の応力集中を緩和するためには、接触角の減少、止端半径の増大といったビード形状を滑らかにする方法が開示されている（例えば、特許文献１参照）。この方法では母材となる鋼板の成分を限定したり、表面張力を下げる特殊成分を添加したワイヤを用いたりすることによって、応力集中の緩和が達成される。

また、引張残留応力を低下させるために、溶接金属を塑性変形させやすくすることが開示されている（例えば、特許文献２参照）。更に、従来から最もよく知られている残留応力の消滅方法として焼鈍炉で高温保持する応力除去焼鈍（ＰＷＨＴ）がある。また、ショットピーニングやハンマーピーニング、超音波ピーニングによって溶接後に圧縮応力を加えることで、引張残留応力を低下させる方法が開示されている（例えば、特許文献３参照）。

更に、溶接金属のマルテンサイト変態温度（Ｍｓ点）を低下させて室温時に膨張変態の圧縮残留応力を付与する、あるいは引張残留応力を低減させる方法が注目されている。例えば、高Ｃｒ＋高Ｎｉ系の溶接金属によってＭｓ点を低下させる手法が提案されている（特許文献４参照）。また、高Ｃｒ、高Ｎｉ、あるいは高Ｍｎ系の溶接金属もしくは溶接ワイヤを用いることによってＭｓ点を低下させる方法が開示されている（例えば、特許文献５参照）。

溶接材料の提案例の１つとして、フラックス入りワイヤを用いる手段が提案されている（例えば、特許文献６参照）。また、ソリッドワイヤのコストを下げる手段として、伸線性を向上するために、異なる成分の２重構造にしたソリッドワイヤが提案されている（非特許文献１参照）。

一方で、高速溶接を実現する方法として、最近普及してきているタンデムアーク溶接がある（例えば、特許文献７参照）。一般的な仕組みを図１及び図２に示す。図１は、タンデムアーク溶接の様子を模式的に示した模式図である。図２は、タンデムアーク溶接の通電方式を模式的に示した模式図、（ａ）は、２電極独立制御型の通電方式を模式的に示した模式図、（ｂ）は、２電極分流型の通電方式を模式的に示した模式図である。

図１に示すように、タンデムアーク溶接では、先行極（Ｌ極Ｅ_Ｌ）と後行極（Ｔ極Ｅ_Ｔ）のそれぞれの溶接ワイヤＷ１、Ｗ２に通電し、それぞれからアークＡ_Ｌ、Ａ_Ｔを発生させて、１つの溶融池Ｐを形成する。このように、Ｌ極Ｅ_ＬとＴ極Ｅ_Ｔとの２つの電極を用いて１つの溶融池Ｐを形成するタンデムアーク溶接では、高速な溶接が可能となる。タンデムアーク溶接の通電方式には２種類あり、図２（ａ）のように通電チップＴ１、Ｔ２と、溶接電源ＰＳ１、ＰＳ２を独立させるタイプと、図２（ｂ）のように通電チップＴ３に２つ穴あけがされることによって共通チップとして、１つの溶接電源ＰＳ１で賄うタイプがある。後者はＬ極とＴ極との電流等の独立制御はできない短所があるが、低コストでタンデム化が可能となる。現在の実績としては前者が多くシステムとして使用されている。タンデムアーク溶接で使用される溶接ワイヤＷ１、Ｗ２としては、一般的な炭素鋼やアルミ合金が挙げられる。
特開平６−３４０９４７号公報（段落番号０００６〜００２７） 特開平９−２２７９８７号公報（段落番号０００７〜００２６） 特開２００４−１３６３１２号公報（段落番号００１４〜０１０９） 特開昭５４−１３０４５１号公報（第１頁右下欄第１８行目〜第２頁左下欄第４行目） 特開２０００−２８８７２８号公報（段落番号０００６〜００５３） 特開２００２−３０７１８９号公報（段落番号０００８〜００５３） 特開２００４−１０３３号公報（段落番号０００８〜００５３） 超鉄鋼ワークショップ Ｖｏｌ．９ｔｈ ｐ．５８−５９、２００５年７月２０日

しかし、特許文献１に記載の方法では、ビード形状は、鋼板やワイヤの成分、鋼板の表面性状、電圧や姿勢、速度等の様々な溶接条件の影響を受けることから、適用に際しては制限が多く汎用性に乏しかった。また、ビード形状の劇的な改善は困難で、大幅な疲労強度の向上が達成できない。

また、特許文献２に記載の方法では、過剰に脱酸成分を減らして溶接ワイヤを強度低下させることから、脱酸不足で気孔欠陥が生じやすく、また、高強度鋼板に適用すると静的継手引張強度が不足してしまう。更に、応力除去焼鈍やピーニングについては、自動車等の薄板用の設備を有しているメーカーがほとんどなく、設備導入しても生産効率が著しく低下して、高コスト化を招く。

また、溶融金属のＭｓ点を低下させる方法では、溶接ワイヤ自体がマルテンサイトになりやすく、極めて伸線性が悪いため、高コストな溶接材料となる。また、溶接金属の粘性が高いため、薄板溶接で必要とされる高速性や、溶滴移行しにくいことによるスパッタ発生量増大といった実際の溶接ラインでの適用性が考慮されていない。一般的には、このような所定の溶接金属を実現する最も簡便な溶接法としては、溶込が非常に浅くて母材希釈を考慮する必要がなく、かつ酸化消耗が生じないＴＩＧ（Ｔｕｎｇｓｔｅｎ Ｉｎｅｒｔ Ｇａｓ)溶接法を使うのが実用的であり、実施工で所望される高能率なＭＡＧ（Ｍｅｔａｌ Ａｃｔｉｖｅ Ｇａｓ）溶接法あるいはＭＩＧ（ｍｅｔａｌ ｉｎｅｒｔ ｇａｓ）溶接法といった消耗電極式のガスシールドアーク溶接方法への適用は困難である。

更に、フラックス入りワイヤは、スラグを多量に発生させるため、薄板用としては電着塗装性が劣化し、高速性が不足する。また、異なる成分を２重構造にしたソリッドワイヤは、ワイヤ製造方法が特殊なため、依然高コストである。

また、これまでのタンデムアーク溶接方法は高速溶接や高溶着溶接を目的とするものであり、使用される複数のワイヤとして同一のものを用いるのが普通であった。ここで、溶接部の残留応力を低減するためには、Ｍｓ点を下げることによってその後のマルテンサイト変態による膨張が室温でも残って、結果として圧縮応力になる必要がある。そして、これまでは１つのワイヤでこの溶接金属の成分系を実現しようとしていたため、ワイヤ自体も非常に硬化性が高く、製造コストが高くなるという問題があった。更に、特殊な成分のワイヤであるため、流通性も悪く、容易に適用することができないという問題があった。

本発明は前記問題点を解決するためになされたものであって、その目的は、既に普及しているロボットシステムや、既に普及している溶接ワイヤを用いることができ、低コストで、かつ、従来の低速に加え高速でも十分な継手疲労強度が得られるタンデムアーク溶接方法を提供することにある。

前記問題点を解決するために、本発明者らは、Ｍｓ点の低い溶接金属を形成できるワイヤの成分について、流通性の高いワイヤを用いて種々の検討を行った。その結果、流通性に優れ、コスト的にも廉価な別個の２種のワイヤを用いて溶融池でＭｓ点の低い溶接金属を形成できることを確認した。つまり、１つはＮｉ、Ｍｎの含有量が所定の範囲内にある一般的な炭素鋼系ワイヤとし、もう１つはＮｉとＭｎの含有量が高く、所定の範囲内にあるワイヤを用いることによって、混合した溶融池は適度な希釈により低Ｍｓ点のマルテンサイト変態を発生する溶接金属組成になることを見出し、本発明を完成するに到った。

すなわち、前記目的を達成するための本発明に係るタンデムアーク溶接方法は、シールドガスを用い、２つの電極で１つの溶融池を形成して溶接するタンデムアーク溶接方法において、Ｎｉ及びＭｎの含有量が、０．５０（質量％）≦｛Ｎｉ（質量％）＋Ｍｎ（質量％）｝≦６．００（質量％）を満足する鉄系ワイヤである第１溶接ワイヤと、Ｎｉ及びＭｎの含有量が、１１．００（質量％）≦｛Ｎｉ（質量％）＋Ｍｎ（質量％）｝≦５０．００（質量％）を満足するワイヤである第２溶接ワイヤとを用いることとした（請求項１）。

この方法によれば、２つの電極によって形成された溶融池において、２つのワイヤの成分が混合され、Ｍｓ点の低い溶接金属を形成する。そして、このタンデムアーク溶接方法では、溶着速度が速くても過剰なアーク力が生じないために、ハンピング現象が生じにくく、一般的な１電極の溶接法に比べて、高速溶接が可能となる。

また、本発明に係るタンデムアーク溶接方法は、請求項１に記載のタンデムアーク溶接方法において、前記第２溶接ワイヤにおいて、Ｎ^ｅｑ＝Ｎｉ（質量％）＋３０×Ｃ（質量％）＋０．５×Ｍｎ（質量％）によって算出されるＮｉ当量Ｎ^ｅｑ、及び、Ｒ^ｅｑ＝Ｃｒ（質量％）＋Ｍｏ（質量％）＋１．５×Ｓｉ（質量％）＋０．５×Ｎｂ（質量％）によって算出されるＣｒ当量Ｒ^ｅｑが、（Ｎ^ｅｑ−２５．２＋０．８×Ｒ^ｅｑ）＞０を満足することとした（請求項２）。この方法によれば、第２の溶接ワイヤはオーステナイト系のワイヤとなり、溶融池を形成したときの溶接金属のＭｓ点が顕著に下がり、疲労強度が向上する。

更に、本発明に係るタンデムアーク溶接方法は、請求項１又は請求項２に記載のタンデムアーク溶接方法において、前記第２溶接ワイヤの送給速度［ＷＮ］と前記第１溶接ワイヤの送給速度［ＷＦ］の比［ＷＮ］／［ＷＦ］が、０．５≦（［ＷＮ］／［ＷＦ］）≦１．２を満足し、かつ、先行極のワイヤの送給速度が後行極のワイヤの送給速度以上であることとした（請求項３）。この方法によれば、溶融池における溶接金属が適切な割合で混合され、Ｍｓ点の低い溶接金属を形成するとともに、溶融池が安定して形成される。

また、本発明に係るタンデムアーク溶接方法は、請求項１から請求項３のいずれか１項に記載のタンデムアーク溶接方法において、前記２つの電極に接続される溶接電源がパルス溶接電源であることとした（請求項４）。この方法によれば、更なるアークの安定化、スパッタ量の減少、及び、ヒューム量の減少を達成できる。また、疲労強度改善に対しても有効である。その理由は、パルス溶接電源を用いると、溶着量が一定でも入熱が減少するので冷却速度が大きくなり、焼入れ性が向上してＭｓ点が低下するためである。

更に、本発明に係るタンデムアーク溶接方法は、請求項１から請求項４のいずれか１項に記載のタンデムアーク溶接方法において、前記シールドガスが、Ａｒを７５体積％以上、９８体積％以下含有し、残部にＣＯ_２もしくはＯ_２の１種以上を含むこととした（請求項５）。この方法によれば、シールドガスは非酸化性となり、スパッタ量を抑制できるとともに、高速の溶接においても高い残留応力を得ることができる。

また、本発明に係るタンデムアーク溶接方法は、請求項５に記載のタンデムアーク溶接方法において、前記シールドガスが、Ｈｅを含むこととした（請求項６）。この方法によれば、Ｈｅの冷却効果によりスパッタ量を抑制でき、アークの安定化を図ることができる。

本発明に係るタンデムアーク溶接方法では、以下のような優れた効果を奏する。請求項１に記載の発明によれば、継手疲労強度の高い溶接部を形成することができる。更に、特殊な溶接ワイヤを用いず、例えば、ＪＩＳ規格に規定された調達性に優れる既存材料を適用することができ、低コストで容易にライン適用することが可能である。また、例えば、自動車の高張力鋼板に適用することで、鋼板軽量化を図ることができ、自動車の燃費向上によって環境対応を図ることが可能になる。

請求項２に記載の発明によれば、溶接ワイヤの送給性に富むとともに、更に継手疲労強度の高い溶接部を形成することができる。請求項３に記載の発明によれば、溶融池の安定性に優れるとともに、更に継手疲労強度の高い溶接部を形成することができる。請求項４及び請求項５に記載の発明によれば、更に継手疲労強度の高い溶接部を形成することができる。請求項６に記載の発明によれば、スパッタを減少させ、溶接時におけるアークの安定性を向上させることができる。

以下、本発明の実施の形態について詳細に説明する。本発明者らは、Ｍｓ点の低い溶接金属を形成できるワイヤの成分について種々の検討を行った。その結果、Ｎｉ、Ｍｎの含有量が所定の範囲内にある一般的な炭素鋼系ワイヤ（第１溶接ワイヤ）と、ＮｉとＭｎの含有量が高く、所定の範囲内にあるワイヤ（第２溶接ワイヤ）とを用いて溶融池を形成することで、低Ｍｓ点のマルテンサイト変態を発生する溶接金属組成になることを見出した。更に、第２溶接ワイヤの組成、２つのワイヤの送給速度の比、電源、シールドガスの組成を適度に調整することで、更に高い疲労強度を得ることができ、また、溶接の安定性を向上させることができることを見出した。以下、本発明に係るタンデムアーク溶接方法において数値限定した理由について説明する。

［第１溶接ワイヤ：０．５０（質量％）≦｛Ｎｉ（質量％）＋Ｍｎ（質量％）｝≦６．００（質量％）］
本発明に係るタンデムアーク溶接方法において用いられる２つのワイヤのうちの１つである第１溶接ワイヤは、Ｎｉ及びＭｎの含有量が、０．５０（質量％）≦｛Ｎｉ（質量％）＋Ｍｎ（質量％）｝≦６．００（質量％）を満足する鉄系ワイヤである。このワイヤは、一般的な炭素鋼用ソリッドワイヤもしくはメタル系フラックス入りワイヤである。例えば、ソリッドワイヤではＪＩＳ Ｚ３３１２ ＹＧＷ１１〜ＹＧＷ２２が挙げられる。これらのワイヤは、Ｍｎを１．０〜２．５％程度含有し、Ｎｉを含有していないか、１．０質量％以下含有しているものが多い。また、低温用鋼用として比較的多く用いられているＪＩＳ Ｚ３３２５ ＹＧＬ１−３Ａ（Ｘ）、ＹＧＬ１−３Ｇ（Ｘ）、ＹＧＬ１−４Ａ（Ｘ）、ＹＧＬ１−４Ｇ（Ｘ）、ＹＧＬ２−４Ａ（Ｘ）、ＹＧＬ２−４Ｇ（Ｘ）、ＹＧＬ１−６Ａ（Ｘ）、ＹＧＬ１−６Ｇ（Ｘ）、ＹＧＬ２−６Ａ（Ｘ）、ＹＧＬ２−６Ｇ（Ｘ）、ＹＧＬ３−６Ａ（Ｘ）、ＹＧＬ３−６Ｇ（Ｘ）、ＹＧＬ３−１０Ｇ（Ｘ）（以下、ＪＩＳ Ｚ３３２５ ＹＧＬワイヤという。なお、Ｘは溶接後熱処理の有無によって、Ａ、Ｐ、ＡＰのいずれかである。Ａは「溶接のままで性能満足」、Ｐは「熱処理が必須で性能満足」、ＡＰは「溶接のままと熱処理両方で性能満足」を示す）は、Ｍｎを０．６〜２．０質量％、Ｎｉを０〜４．０質量％程度含有しているものが多い。従って、多くのＪＩＳ Ｚ３３１２ ＹＧＷ１１〜ＹＧＷ２２のワイヤあるいはＪＩＳ Ｚ３３２５ ＹＧＬワイヤは、０．５０（質量％）≦｛Ｎｉ（質量％）＋Ｍｎ（質量％）｝≦６．００（質量％）を満足し、入手もたやすい。

ここで、｛Ｎｉ（質量％）＋Ｍｎ（質量％）｝が０．５０（質量％）未満の場合は、脱酸不足でアークが不安定となるばかりでなく、もう一方のワイヤと混合した際に溶融金属のＭｓ点が下がらず圧縮残留応力を残せない。従って疲労強度は改善しない。更に、タンデムアーク溶接では溶融池が長くなるのでシールド不良に対して強くなければならないが、０．５０（質量％）未満ではシールド不良によるブローホールが発生しやすい。従って、本発明では、第１溶接ワイヤの｛Ｎｉ（質量％）＋Ｍｎ（質量％）｝が０．５０（質量％）以上とした。

一方、｛Ｎｉ（質量％）＋Ｍｎ（質量％）｝が６．００（質量％）を超えると、もう一方のワイヤと混合した際にマルテンサイト変態を生じず、オーステナイト組織のままになる。この場合も圧縮残留応力を残せない。その上、コスト的にも無意味に高価となる。従って、本発明では、第１溶接ワイヤの｛Ｎｉ（質量％）＋Ｍｎ（質量％）｝が６．００（質量％）以下とした。更に、より高い圧縮残留応力を残すためには、｛Ｎｉ（質量％）＋Ｍｎ（質量％）｝は３．００（質量％）以下であることが望ましい。

なお、第１溶接ワイヤは、その他の成分としてＣを０．０１〜０．１５質量％、Ｓｉを０．０５〜１．５０質量％、Ｐを０．０３０質量％以下（無添加含む）、Ｓを０．０３０質量％以下（無添加含む）、Ｃｕを１．００質量％以下（無添加含む）、Ｃｒを１．００質量％以下（無添加含む）、Ｍｏを０．６５質量％以下（無添加含む）、Ａｌを０．５０質量％以下（無添加含む）、ＴｉとＺｒとを合わせて０．３０質量％以下（無添加含む）、Ｎｂを０．５０質量％以下（無添加含む）、Ｖを０．５０質量％以下（無添加含む）、Ｂを０．０１００質量％以下（無添加含む）含み、残部が鉄と不可避不純物であれば、継手疲労強度、耐欠陥性や高速溶接性等について問題なく適用可能である。

［第２溶接ワイヤ：１１．００（質量％）≦｛Ｎｉ（質量％）＋Ｍｎ（質量％）｝≦５０．００（質量％）］
本発明に係るタンデムアーク溶接方法において用いられるもう一方の第２溶接ワイヤは、Ｎｉ及びＭｎの含有量が、１１．００（質量％）≦｛Ｎｉ（質量％）＋Ｍｎ（質量％）｝≦５０．００（質量％）を満足するワイヤである。このワイヤは、例えば、ＪＩＳ Ｚ３３２１のＹ３０８、Ｙ３０８Ｓｉ、Ｙ３０８Ｌ、Ｙ３０８ＬＳｉ、Ｙ３０８Ｎ２、Ｙ３０９、Ｙ３０９Ｍｏ、Ｙ３１０、Ｙ３１０Ｓ、Ｙ３１２、Ｙ１６−８−２、Ｙ３１６、Ｙ３１６Ｌ、Ｙ３１６Ｓｉ、Ｙ３１６ＬＳｉ、Ｙ３１６Ｊ１Ｌ、Ｙ３１７、Ｙ３１７Ｌ、Ｙ３４７、Ｙ３４７Ｓｉ、Ｙ３４７Ｌや、ＡＷＳ Ａ５．９のＥＲ３０８、ＥＲ３０８Ｌ、ＥＲ３０８ＬＳｉ、ＥＲ３０９、ＥＲ３０９Ｌ、ＥＲ３０９ＬＳｉ、ＥＲ３０９Ｍｏ、ＥＲ３０９ＬＭｏ、ＥＲ３０９ＬＳｉ、ＥＲ３１０、ＥＲ３１２、ＥＲ１６−８−２、ＥＲ３１６、ＥＲ３１６Ｌ、ＥＲ３１６ＬＳｉ、ＥＲ３１７Ｌ、ＥＲ３１８、ＥＲ３３０、ＥＲ３４７、ＥＲ３４７Ｓｉといったオーステナイト系ステンレス鋼用ソリッドワイヤが該当し、流通性が良いものが多い。ちなみに、ＪＩＳ Ｚ３３２２のステンレス鋼用フラックス入りワイヤでも、チタニア等のスラグ発生材の少ないメタル系タイプであれば適用可能である。なお、スラグが多く発生するタイプはタンデムアーク溶接に適用するとスラグ巻きなどの欠陥が生じやすい。

ここで、｛Ｎｉ（質量％）＋Ｍｎ（質量％）｝が１１．００（質量％）未満ではもう一方のワイヤと混合した際にＭｓ点が下がらず圧縮残留応力を残せない。よって疲労強度は改善しない。従って、本発明では、第２溶接ワイヤの｛Ｎｉ（質量％）＋Ｍｎ（質量％）｝が１１．００（質量％）以上とした。更に、｛Ｎｉ（質量％）＋Ｍｎ（質量％）｝は１３．０％以上であることがより好ましく、このようにすると疲労強度は顕著に改善する。

一方、｛Ｎｉ（質量％）＋Ｍｎ（質量％）｝が５０．００（質量％）を超えると、もう一方のワイヤと混合した際にマルテンサイト変態を生じず、オーステナイト組織のままになる。この場合も圧縮残留応力を残せない。コスト的にも無意味に高価となる。従って、本発明では、第２溶接ワイヤの｛Ｎｉ（質量％）＋Ｍｎ（質量％）｝が５０．００（質量％）以下とした。更に、より高い圧縮残留応力を残すためには、｛Ｎｉ（質量％）＋Ｍｎ（質量％）｝は３０．００（質量％）以下であることが望ましい。

なお、第２溶接ワイヤは、その他の成分として、Ｃを０．００１〜０．１５０質量％、Ｓｉを０．１０〜１．５０質量％、Ｐを０．０３０質量％以下、Ｓを０．０３０質量％以下、Ｃｕを２．５０質量％以下、Ｃｒを３０質量％以下（無添加含む）、Ｍｏを５．０質量％以下（無添加含む）、Ｔｉを１．０質量％以下（無添加含む）、Ｎｂを１．０質量％以下（無添加含む）、Ｖを１．０質量％以下（無添加含む）、Ｎを０．０３０質量％以下（無添加含む）含み、残部が鉄と不可避不純物であれば、耐欠陥性や高速溶接性等について問題なく適用可能である。

更に、第１溶接ワイヤ及び第２溶接ワイヤはともに、溶滴移行の安定性を改善するために、伸線工程中の焼鈍によるワイヤのＯ量の増加や、Ｋ、Ｎａ、Ｌｉの表面塗布、あるいは送給性を向上するためにＭｏＳ_２やグラファイトを塗布するといった生産技術を付与することもより好ましいことである。銅めっきも有無を特に問わない。

［第２溶接ワイヤ：（Ｎ^ｅｑ−２５．２＋０．８×Ｒ^ｅｑ）＞０、Ｎｉ当量Ｎ^ｅｑ＝Ｎｉ（質量％）＋３０×Ｃ（質量％）＋０．５×Ｍｎ（質量％）、Ｃｒ当量Ｒ^ｅｑ＝Ｃｒ（質量％）＋Ｍｏ（質量％）＋１．５×Ｓｉ（質量％）＋０．５×Ｎｂ（質量％）］
（Ｎ^ｅｑ−２５．２＋０．８×Ｒ^ｅｑ）＝０は、シェフラーの組織図（ＪＩＳ Ｚ３１１９）における「オーステナイト相」と「オーステナイト相＋マルテンサイト相」の境界を表し、（Ｎ^ｅｑ−２５．２＋０．８×Ｒ^ｅｑ）＞０の場合、第２溶接ワイヤは、オーステナイト単相を呈する。そして、第２溶接ワイヤにオーステナイト系のワイヤを用いると、マルテンサイト系よりも流通性だけでなく、加工性に優れるために溶接ワイヤの強度が低く送給性に富む。そのため、溶接安定性が向上する。また、溶融池を形成したときのＭｓ点も顕著に下がり、疲労強度が更に向上する。従って、本発明では、第２溶接ワイヤにおいて、（Ｎ^ｅｑ−２５．２＋０．８×Ｒ^ｅｑ）＞０を満たすことが好ましい。

［溶接ワイヤの送給速度比：０．５≦（［ＷＮ］／［ＷＦ］）≦１．２］
第２溶接ワイヤの送給速度［ＷＮ］と第１溶接ワイヤの送給速度［ＷＦ］の比（［ＷＮ］／［ＷＦ］）が０．５以上であれば、溶融金属のＭｓ点が顕著に下がり、より圧縮残留応力を残すことができるため、疲労強度の改善が大きい。一方、（［ＷＮ］／［ＷＦ］）が１．２以下であれば、低Ｍｓ点のマルテンサイト変態が生じ、より大きい圧縮残留応力を残すことができるため、疲労強度の改善が大きい。従って、本発明では、送給速度比（［ＷＮ］／［ＷＦ］）が、０．５≦（［ＷＮ］／［ＷＦ］）≦１．２を満たすことが好ましい。

［先行極（Ｌ極）の送給速度≧後行極（Ｔ極）の送給速度］
タンデムアーク溶接では、先行極が後行極より高電流のほうが、溶融池の安定性が優れる。従って、先行極のワイヤの送給速度が、後行極のワイヤの送給速度よりも同等以上とするのがよい。

［電源：パルス溶接電源］
溶接時の電源は、一般的な消耗電極式アーク溶接に用いられる定電圧特性電源でも残留応力低減には問題ない。しかし、薄板溶接における高速溶接性、アーク安定性、低ヒューム化を図るために、パルス溶接電源と定電圧特性電源との組み合わせが推奨される。また、パルス溶接では定電圧特性波形の溶接に比べて、溶着量が同一の場合に電流値が１〜２割ほど低下し入熱も減少することから、溶接部の冷却速度が増大する。その結果、焼入れ性が高まり、Ｍｓ点の低下につながって残留応力の低減に対しても好ましい。なお、タンデムアーク溶接の場合、パルス発生パターンとして大きく区別すると、２電極同期（同時にパルスピークを発生）と、２電極非同期（交互にパルスピークを発生）とがあるが、特に本目的に対しては大差がないため、パルス発生パターンは限定されない。

［シールドガス：Ａｒが７５体積％以上、９８体積％以下で、残部にＣＯ_２もしくはＯ_２の一種以上を含む混合ガス］
シールドガスは溶接金属の酸素量を低下させＭｓ点を下げるため、更にスパッタを抑制するために、できるだけ非酸化性が望ましい。タンデムアーク溶接の場合、シールドガスのＡｒの濃度が７５体積％以上であれば、Ｍｓ点が十分に低下し、残留応力が低減するとともに、スパッタ量が抑制される。従って、本発明では、Ａｒが７５体積％以上であることが好ましい。そして、更に好ましくはＡｒの濃度が９５体積％以上であることが推奨され、このとき、溶接金属の残留応力向上が顕著になるとともに、高速性も良好となる。

一方、Ａｒが９８体積％を超え、１００体積％未満であると、Ａｒ巻き込みによる微小ブローホールが発生しやすくなる。従って、本発明では、Ａｒが９８体積％以下であることが好ましい。

なお、鉄を非消耗式ガスシールドアーク溶接によって溶接する際には、酸化物が電子の放出点（陰極点）となる。そのため、Ａｒが１００体積％であると、シールドガスに酸化性ガスが含まれないために溶融池に酸化物が形成されず、アークがふらついて不安定となり、実質的に溶接不可能となる。そのため、シールドガスは、Ａｒ以外に、酸化性ガスを含むことが好ましく、特に、コスト的に安く、扱いやすいＣＯ_２、Ｏ_２の一種以上を酸化性ガスとして含むことが好ましい。

［シールドガス：残部にＨｅを含む］
更に、シールドガスは、Ｈｅを含むことが好ましい。非常に高い電流密度では溶滴が加
熱されることによって回転し始める、いわゆるローテーティング移行の状態になり、アークが不安定になりスパッタが増加する可能性があるが、分子量の小さい適量のＨｅを混合することで、冷却効果により溶滴の回転を抑制し、アーク安定化を図ることができる。従って、本発明では、シールドガスが、Ｈｅを含むことが好ましい。

なお、本発明のタンデムアーク溶接方法において、強度が４９０ＭＰａ以上、１５００ＭＰａ以下で、板厚が１〜５ｍｍの炭素鋼鋼板を母材とすることが好ましい。以下に、理由を述べる。

［母材：強度４９０ＭＰａ以上、１５００ＭＰａ以下の炭素鋼鋼板］
溶接金属の変態膨張で鋼材熱影響部に発生する残留応力を低減できる理由は、溶接金属が膨張するときに、鋼材（母材）側に発生する応力も溶接金属への反力により圧縮応力になることによる。このため、より高い反力が期待できる高強度鋼板ほど疲労特性の改善も大きい。そして、母材の強度が４９０ＭＰａ以上の場合には、反力が生じ、変態終了後の熱収縮後にも十分に圧縮応力が残留する。

一方、現在一般に実用化されている薄鋼板の強度は１５００ＭＰａ程度が最大であり、この強度までの鋼板であれば、本発明のタンデムアーク溶接方法において疲労強度の改善が図れ、かつ、継手引張強度の面でも溶接金属のオーバーマッチングが達成できる。そのため、本発明のタンデムアーク溶接方法では、母材の強度が、４９０ＭＰａ以上、１５００ＭＰａ以下であることが好ましい。

なお、適用される鋼板（母材）の成分としては、Ｃを０．００１〜０．５質量％、Ｓｉを０．００１〜２．０質量％、Ｍｎを０．１〜４．０質量％含有し、Ｐを０．１質量％以下、Ｓを０．１質量％以下に制限し、その他必要に応じてＣｕを１質量％以下、Ｎｉを１質量％以下、Ｍｏを２質量％以下、Ｃｒを１質量％以下、Ｎｂを１質量％以下、Ｖを１質量％以下、Ａｌを１質量％以下、Ｔｉを１質量％以下、Ｚｒを１質量％以下、Ｂを０．１質量％以下、Ｃａを０．１質量％以下含有し、残部がＦｅ及び不可避不純物から構成される一般的な炭素鋼であればよい。

［母材：板厚１〜５ｍｍ］
鋼材（母材）の板厚が１ｍｍ未満であると、溶接時の入熱によって表裏がほぼ均一に熱せられ、更には溶融金属が裏側に達して裏波と呼ばれる状態になる。このような状態になると、溶接金属がマルテンサイト変態時にほとんど自由に熱膨張してしまう。そのため、鋼材の熱影響部側に反力が十分に発生せず、疲労強度の改善効果は限定的になる。

一方、板厚が５ｍｍを超えると鋼材による溶融金属への拘束力が過剰になり、高強度な溶接金属となる性質をもつ。そのため、低温割れが発生する可能性がある。また、すみ肉脚長が大きくなることによって必然的にのど厚も大きくなり、高温割れも発生しやすくなる。従って、本発明のタンデムアーク溶接方法が適用される鋼材の板厚は、１ｍｍ以上、５ｍｍ以下であることが好ましい。

［タンデムアーク溶接方法］
次に、図１及び図２を参照して、本発明に係るタンデムアーク溶接方法について説明する。図１に示すように、シールドノズルＮからシールドガスＧを鋼材Ｓに対して吹きつけながら、Ｌ極Ｅ_Ｌ（先行極）とＴ極Ｅ_Ｔ（後行極）のそれぞれの溶接ワイヤＷ１、Ｗ２に通電する。ここで、Ｌ極Ｅ_Ｌに送給される溶接ワイヤＷ１、及び、Ｔ極Ｅ_Ｔに送給される溶接ワイヤＷ２は、前記した第１溶接ワイヤ及び第２溶接ワイヤであり、どちらのワイヤがどちらの極（Ｌ極Ｅ_Ｌ、Ｔ極Ｅ_Ｔ）に送給されることとしてもよい。通電されると、それぞれの極Ｅ_Ｌ、Ｅ_ＴからアークＡ_Ｌ、Ａ_Ｔが発生し、溶融池Ｐが形成される。この溶融池Ｐは、溶接ワイヤＷ１、Ｗ２と、鋼材Ｓとが溶融したものである。

そして、シールドノズルＮを鋼材Ｓに対して進行方向に移動させる。そうすると、シールドノズルＮが遠ざかるにつれて溶融池Ｐの金属は凝固して溶融金属Ｍとなる。このとき、溶融金属Ｍは、マルテンサイト変態によって膨張し、溶接部には圧縮残留応力が付与される。これによって、継手疲労強度が向上する。

そして、本発明に係るタンデムアーク溶接方法は、図２（ａ）に示す、溶接電源ＰＳ１、ＰＳ２を独立させて制御するタイプ（２電極独立制御型）と、図２（ｂ）のように１つの溶接電源ＰＳ１によって２つのワイヤＷ１、Ｗ２に通電するタイプ（２電極分流型）とのどちらにも適用することが可能である。

以下、図２及び図３を参照して、本発明に係る実施例について具体的に説明する。図３は、本発明に係るタンデムアーク溶接方法の実施例に用いた鋼材と溶接金属とを模式的に示す模式図、（ａ）は、本発明に係るタンデムアーク溶接方法によって溶接された試験片の平面図、（ｂ）は、（ａ）におけるＡ−Ａ断面図において、本発明に係るタンデムアーク溶接方法によって溶接する様子を模式的に示した側面断面図である。

表１に示すような成分、板厚及び引張強度の高張力鋼板に、図２（ａ）に示すような２電極独立制御型のタンデムアーク溶接ロボットシステムを用いて、高速横向重ねすみ肉溶接を行い、図３（ａ）に示すような試験片Ｔを作製した。ここで、タンデムアーク溶接ロボットシステムの極間距離を１５ｍｍ、シールドガス流量を４０リットル／分に設定し、ワイヤ径が１．２ｍｍの溶接ワイヤを使用した。そして、図３（ｂ）に示すように、溶接ワイヤＷ１、Ｗ２をシールドノズルＮから１５ｍｍ突出させ、溶接ワイヤＷ１、Ｗ２を鋼材Ｓ、Ｓの表面に対する垂線から６０度傾斜させて溶接した。

溶接ワイヤの成分及び組織を表２及び表３に、溶接の条件を表４に示す。なお、表２及び表３において、溶接ワイヤの調達性をあわせて示した。この調達性は、ワイヤがＪＩＳ規格化されているなどで調達の容易なものを○、一般に販売されておらず調達が難しいものを△とした。また、表２及び表３に示すパラメータＸは、以下の式（１）によって算出される値である。
Ｘ＝（Ｎ^ｅｑ−２５．２＋０．８×Ｒ^ｅｑ） …（１）
ここで、
Ｎｉ当量Ｎ^ｅｑ＝Ｎｉ（質量％）＋３０×Ｃ（質量％）＋０．５×Ｍｎ（質量％）
Ｃｒ当量Ｒ^ｅｑ＝Ｃｒ（質量％）＋Ｍｏ（質量％）＋１．５×Ｓｉ（質量％）＋０．５×Ｎｂ（質量％）

実施例１〜３５は、いずれも、本発明の溶接ワイヤのＮｉ及びＭｎの含有量の規定を満足するものである。更に、実施例１〜７、実施例９〜１８、実施例２７〜３５は、本発明で規定したすべての条件を満足するものである。また、実施例８及び実施例１９は、第２溶接ワイヤのパラメータＸ（Ｎ^ｅｑ−２５．２＋０．８×Ｒ^ｅｑ）が下限値未満であり、マルテンサイト相を呈するものであり、実施例２０は、溶接電源に定電圧の電源を用いたものであるが、各々それ以外の規定は満足する。また、実施例２１は、２つの溶接ワイヤの送給速度比が、本発明で数値限定した範囲の下限値未満であり、実施例２２は、Ｌ極の送給速度がＴ極の送給速度より遅く、更に、実施例２３は、送給速度比が、本発明で数値限定した範囲の上限値を超えるものであるが、各々それ以外の規定は満足する。そして、実施例２４及び実施例２５は、シールドガスのＡｒ濃度が、本発明で数値限定した範囲の下限値未満であり、実施例２６は、シールドガスのＡｒ濃度が、本発明で数値限定した範囲の上限値を超えるものであるが、各々それ以外の規定は満足する。

なお、実施例１〜１３、実施例２０〜２２、実施例２４、実施例２６〜２８、実施例３０、実施例３２、実施例３４は、前記の第１溶接ワイヤをＬ極（先行極）に、第２溶接ワイヤをＴ極（後行極）に送給したものである。また、実施例１４〜１９及び実施例２３、実施例２５、実施例２９、実施例３１、実施例３３、実施例３５は、前記の第１溶接ワイヤをＴ極（後行極）に、第２溶接ワイヤをＬ極（先行極）に送給したものである。

また、実施例９のＬ極の溶接ワイヤと、実施例１０及び実施例１９のＴ極の溶接ワイヤにはＫが１０ｐｐｍ含有されている。このＫは、溶滴移行の安定性を改善するために溶接ワイヤに表面塗布されたものであり、溶接金属の機械的性能には影響を与えない。

一方、比較例１、比較例２及び比較例１４は、Ｌ極及びＴ極の両方に第１溶接ワイヤが送給され、第２溶接ワイヤがどちらにも送給されておらず、つまり、Ｌ極及びＴ極のどちらも第２溶接ワイヤのＭｎとＮｉとの含有量の和が、本発明で数値限定した範囲の下限値未満のものである。また、比較例３、比較例４及び比較例１５は、Ｌ極及びＴ極の両方に第２溶接ワイヤが送給され、第１溶接ワイヤがどちらにも送給されておらず、つまり、Ｌ極及びＴ極のどちらも第１溶接ワイヤのＭｎとＮｉの含有量の和が、本発明で数値限定した範囲の上限値を超えていないものである。

更に、比較例５は、Ｔ極に送給された第２溶接ワイヤのＭｎとＮｉとの含有量の和が、本発明で数値限定した範囲の上限値を超えたものであり、比較例６は、Ｌ極に送給された第２溶接ワイヤのＭｎとＮｉとの含有量の和が、本発明で数値限定した範囲の上限値を超えたものである。また、比較例７は、Ｔ極に送給された第２溶接ワイヤのＭｎとＮｉとの含有量の和が、本発明で数値限定した範囲の下限値未満のものであり、比較例８は、Ｌ極に送給された第２溶接ワイヤのＭｎとＮｉとの含有量の和が、本発明で数値限定した範囲の下限値未満であるとともに、第２溶接ワイヤのパラメータＸ（Ｎ^ｅｑ−２５．２＋０．８×Ｒ^ｅｑ）が下限値以下であり、マルテンサイト相を呈するものである。

更に、比較例９は、Ｌ極に送給された第１溶接ワイヤのＭｎとＮｉとの含有量の和が、本発明で数値限定した範囲の上限値を超えたものであり、比較例１０は、Ｔ極に送給された第１溶接ワイヤのＭｎとＮｉとの含有量の和が、本発明で数値限定した範囲の上限値を超えたものである。また、比較例１１は、Ｌ極に送給された第１溶接ワイヤのＭｎとＮｉとの含有量の和が、本発明で数値限定した範囲の下限値未満のものであり、比較例１２は、Ｔ極に送給された第１溶接ワイヤのＭｎとＮｉとの含有量の和が、本発明で数値限定した範囲の下限値未満のものである。更に、比較例１３は、１つの電極のみで溶接を行ったものである。

なお、比較例５、比較例７、比較例９、比較例１１は、前記の第１溶接ワイヤをＬ極（先行極）に、第２溶接ワイヤをＴ極（後行極）に送給したものである。また、比較例６、比較例８、比較例１０、比較例１２は、前記の第１溶接ワイヤをＴ極（後行極）に、第２溶接ワイヤをＬ極（先行極）に送給したものである。

このようにして作製された本発明に係る実施例１〜３５及び本発明で規制した条件を満足しない比較例１〜１５の試験片について評価を行った。以下、試験片の評価方法について説明する。

［疲労試験］
試験片について、両振平面曲げ疲労試験を行った。周波数２５Ｈｚの正弦波応力を試験片に２００万回負荷し、時間強度を疲労強度として測定した。そして、鋼板Ｎｏ．Ａの場合、２００ＭＰａ以上を顕著に向上したとして○、１８０ＭＰａ以上２００ＭＰａ未満を△、１８０ＭＰａ未満を疲労改善効果無しとして×とした。そして、○、△を合格とし、×を実用に耐えないとして不合格とした。また、鋼板Ｎｏ．２の場合、１５０ＭＰａ以上を合格（○）、１５０ＭＰａ未満を疲労改善効果無しとして不合格（×）と判定した。なお、ハンピングビードが発生した場合も、安定個所を探し、その場所から試験片を採取した。

［溶接安定性］
溶接時のアーク安定性を３段階で官能評価し、良好な場合を○、多少スパッタが発生する場合を△、アークがふらついたり、大粒のスパッタが発生した場合、あるいは送給性が著しく悪い場合を×とした。○、△を合格とし、×を実用に耐えないとして不合格とした。

［Ｘ線性能］
Ｘ線透過試験によって、溶接部に割れの発生や、ブローホール、ピットといった気孔欠陥が確認された場合は、ＪＩＳ Ｚ３１０４付属書４の分類方法に従って欠陥レベルを判定し、２類以下を不合格とした。

［高速性］
高速溶接に対してビード形成が追いつかず、数珠状に切れてしまうハンピング現象が発生した場合を不合格とし、それ以外を合格（○）とした。以上の評価結果を表５に示す。

表５に示すように、本発明での溶接ワイヤのＮｉ及びＭｎの含有量の規定を満足しない比較例（比較例１〜１５）では、前記評価項目のすべてを良好に満足するものは得られなかった。

比較例１及び比較例１４はＪＩＳ Ｚ３３１２規格のＹＧＷ１１ワイヤを、比較例２はＹＧＷ２１ワイヤをＬ極及びＴ極に用いた最も一般的なタンデムアーク溶接法の組み合わせである。しかし、比較例１、比較例２及び比較例１４は、Ｌ極及びＴ極の両方で第２溶接ワイヤのＭｎとＮｉとの含有量の和が、本発明で数値限定した範囲の下限値未満であるので、形成された溶融池はＭｓ点が高く、十分な継手疲労強度を得られなかった。

また、比較例３、比較例４及び比較例１５は、Ｌ極及びＴ極の両方で第１溶接ワイヤのＭｎとＮｉの含有量の和が、本発明で数値限定した範囲の上限値を超えているので、オーステナイト系の溶融池が形成され、Ｍｓ点が生じず、ゆえに膨張変態せず十分な疲労強度を得られなかった。

更に、比較例５は、Ｔ極に送給された第２溶接ワイヤのＭｎとＮｉとの含有量の和が、本発明で数値限定した範囲の上限値を超え、また、比較例６は、Ｌ極に送給された第２溶接ワイヤのＭｎとＮｉとの含有量の和が、本発明で数値限定した範囲の上限値を超えているので、Ｎｉ及びＭｎの含有量が過剰になり、オーステナイト系の溶融池が形成され、Ｍｓ点が生じず、ゆえに膨張変態せず十分な疲労強度を得られなかった。

比較例７は、Ｔ極に送給された第２溶接ワイヤのＭｎとＮｉとの含有量の和が、本発明で数値限定した範囲の下限値未満であるので、Ｎｉ及びＭｎの含有量が少なく、Ｍｓ点が高く、十分な疲労強度を得られなかった。また、比較例８は、Ｌ極に送給された第２溶接ワイヤのＭｎとＮｉとの含有量の和が、本発明で数値限定した範囲の下限値未満であるとともに、第２溶接ワイヤのパラメータＸ（Ｎ^ｅｑ−２５．２＋０．８×Ｒ^ｅｑ）が下限値以下であるので、Ｍｓ点が高く、十分な疲労強度を得られなかった。

比較例９は、Ｌ極に送給された第１溶接ワイヤのＭｎとＮｉとの含有量の和が、本発明で数値限定した範囲の上限値を超え、また、比較例１０は、Ｔ極に送給された第１溶接ワイヤのＭｎとＮｉとの含有量の和が、本発明で数値限定した範囲の上限値を超えているので、Ｎｉ及びＭｎの含有量が過剰になり、オーステナイト系の溶融池が形成され、Ｍｓ点が生じず、ゆえに膨張変態せず十分な疲労強度を得られなかった。

比較例１１は、Ｌ極に送給された第１溶接ワイヤのＭｎとＮｉとの含有量の和が、本発明で数値限定した範囲の下限値未満で、また、比較例１２は、Ｔ極に送給された第１溶接ワイヤのＭｎとＮｉとの含有量の和が、本発明で数値限定した範囲の下限値未満であるので、Ｎｉ及びＭｎの含有量が少なく、アークが非常に不安定でシールド不良に対して弱く、ブローホール欠陥が生じた。そのため十分な疲労強度を得られなかった。

更に、比較例１３は、１つの電極のみの、通常の単電極溶接法であり、溶接ワイヤは特殊なマルテンサイト系を用いているが、単電極であるのでハンピングが発生して、高速溶接は不可能であった。なお、比較例１３ではハンピングが発生したため、Ｘ線性能の評価は行っていない。

一方、本発明に係る実施例（実施例１〜３５）は、疲労強度、溶接安定性、Ｘ線性能、高速性のいずれの評価項目においてなんら問題のないものであった。なお、溶接ワイヤの送給速度比（［ＷＮ］／［ＷＦ］）が本発明で数値限定した範囲内であり、第２溶接ワイヤのパラメータＸが下限値以上で、かつ、シールドガスのＡｒ濃度が本発明で数値限定した下限値以上であった実施例１〜７、実施例９〜１８、実施例２０、実施例２２、実施例２６〜３５では、特に顕著に疲労強度が向上した。また、第２溶接ワイヤのパラメータＸが下限値未満の実施例８及び実施例１９と、電源に定電圧特性電源を用いた実施例２０と、Ｌ極の溶接ワイヤの送給速度がＴ極の溶接ワイヤの送給速度より遅い実施例２２と、シールドガスのＡｒ濃度が本発明で数値限定した範囲外の実施例２４〜２６以外の実施例では、特に溶接安定性が向上した。更に、シールドガスのＡｒ濃度が本発明で数値限定した上限値を超えた実施例２６では、実用上問題ない程度の微小ブローホールが発生したが、それ以外の実施例１〜２５及び実施例２７では、気孔欠陥のない溶接金属が形成された。また、シールドガスにＨｅを含む実施例２７では、溶接速度が４０００ｍｍ／分という高速の溶接においても、すべての評価項目で優れた結果が得られた。

タンデムアーク溶接の様子を模式的に示した模式図である。 タンデムアーク溶接の通電方式を模式的に示した模式図、（ａ）は、２電極独立制御型の通電方式を模式的に示した模式図、（ｂ）は、２電極分流型の通電方式を模式的に示した模式図である。 本発明に係るタンデムアーク溶接方法の実施例に用いた鋼材と溶接金属とを模式的に示す模式図、（ａ）は、本発明に係るタンデムアーク溶接方法によって溶接された試験片の平面図、（ｂ）は、（ａ）におけるＡ−Ａ断面図において、本発明に係るタンデムアーク溶接方法によって溶接する様子を模式的に示した側面断面図である。

符号の説明

Ｅ_Ｌ Ｌ極（電極、先行極）
Ｅ_Ｔ Ｔ極（電極、後行極）
Ｗ１、Ｗ２ 溶接ワイヤ（第１溶接ワイヤ、第２溶接ワイヤ）
Ｇ シールドガス
Ｓ 鋼材（母材）

Claims (6)

1. シールドガスを用い、２つの電極で１つの溶融池を形成して溶接するタンデムアーク溶接方法において、
   Ｎｉ及びＭｎの含有量が、０．５０（質量％）≦｛Ｎｉ（質量％）＋Ｍｎ（質量％）｝≦６．００（質量％）を満足する鉄系ワイヤである第１溶接ワイヤと、
   Ｎｉ及びＭｎの含有量が、１１．００（質量％）≦｛Ｎｉ（質量％）＋Ｍｎ（質量％）｝≦５０．００（質量％）を満足するワイヤである第２溶接ワイヤとを用いることを特徴とするタンデムアーク溶接方法。
2. 前記第２溶接ワイヤにおいて、Ｎ^ｅｑ＝Ｎｉ（質量％）＋３０×Ｃ（質量％）＋０．５×Ｍｎ（質量％）によって算出されるＮｉ当量Ｎ^ｅｑ、及び、Ｒ^ｅｑ＝Ｃｒ（質量％）＋Ｍｏ（質量％）＋１．５×Ｓｉ（質量％）＋０．５×Ｎｂ（質量％）によって算出されるＣｒ当量Ｒ^ｅｑが、（Ｎ^ｅｑ−２５．２＋０．８×Ｒ^ｅｑ）＞０を満足することを特徴とする請求項１に記載のタンデムアーク溶接方法。
3. 前記第２溶接ワイヤの送給速度［ＷＮ］と前記第１溶接ワイヤの送給速度［ＷＦ］の比［ＷＮ］／［ＷＦ］が、０．５≦（［ＷＮ］／［ＷＦ］）≦１．２を満足し、かつ、先行極のワイヤの送給速度が後行極のワイヤの送給速度以上であることを特徴とする請求項１又は請求項２に記載のタンデムアーク溶接方法。
4. 前記２つの電極に接続される溶接電源がパルス溶接電源であることを特徴とする請求項１から請求項３のいずれか１項に記載のタンデムアーク溶接方法。
5. 前記シールドガスが、Ａｒを７５体積％以上、９８体積％以下含有し、残部にＣＯ_２もしくはＯ_２の１種以上を含むことを特徴とする請求項１から請求項４のいずれか１項に記載のタンデムアーク溶接方法。
6. 前記シールドガスが、Ｈｅを含むことを特徴とする請求項５に記載のタンデムアーク溶接方法。

Images