JP7364087B2 - アーク溶接継手およびアーク溶接方法 - Google Patents

Description

本発明は、自動車用部材等に好適な疲労特性に優れたアーク溶接継手、およびそれを得るためのアーク溶接方法に関するものである。

近年、自動車に対して、車体の安全性および信頼性の向上を目的とした、自動車に採用される様々な部材の高強度化および高剛性化と、燃費改善を目的とした部材の軽量化とを両立するニーズが高まっている。これにより、高強度鋼板の適用による部材鋼板の薄肉化が進められている。

溶接継手の製造方法としては、２枚の鋼板を重ね合わせた状態で隅肉アーク溶接を行う重ね隅肉アーク溶接法が広く適用されている。自動車に採用される様々な部材は、繰返し荷重を伴う環境で使用されるため、静的な引張強度の他に、十分な疲労強度の担保が要求される。特に腐食環境下で使用される部材では、経時に伴って腐食領域が拡大するとともに、腐食が板厚方向にも進行していくことによって溶接継手の溶接部とその近傍における板厚が減少するため、部材強度の確保が困難になる。

部材の疲労強度を改善する技術として、例えば特許文献１が挙げられる。特許文献１には、溶接金属の溶接止端部形状を平滑化するために、溶接時に特定の成分組成を有する溶接ワイヤを用い、これにより、母材鋼板に対する溶融金属の濡れ性を向上させる技術が開示されている。

特許第３８６０４３８号公報

しかしながら、特許文献１に開示されている技術では、溶接ワイヤのワイヤ組成を調整する必要があるため、多種多様な鋼板の全てにこの技術を適用できるとは言い難い。

また、溶接スラグの成分である添加合金元素がワイヤ組成に多く含有される場合には、溶接スラグの付着によって電着塗装が阻害され、発錆の抑制が困難となる。その結果、腐食による板厚の減少が著しくなり、溶接止端部形状が悪化し、疲労強度の大幅な減少が引き起こされると考えられる。

本発明は、これらの課題を鑑みてなされたものであり、発錆を抑制でき、腐食が進行する環境下においても優れた疲労特性を有するアーク溶接継手、およびそれを得るためのアーク溶接方法を提供することを目的とする。

本発明者らは、上記した課題を解決するために、鋼製の部材の溶接部における発錆を抑制し、かつ腐食が進行する環境下においても溶接部の疲労特性を向上する手法について、鋭意研究を重ねた。

本発明者らは、溶接部の溶接止端部におけるフランク角を規定することにより、溶接部の応力集中を低減し、疲労特性（疲労強度）の向上が可能となる知見を得た。また、溶接部、特に溶接止端部に付着する溶接スラグ（以下、「スラグ」と称する場合もある）を低減することにより、発錆を抑制でき、腐食による疲労強度低下を抑制できると考えた。

本発明は、上記の知見に基づき更に検討を重ねて完成されたものであり、その要旨は以下のとおりである。
［１］ 少なくとも２枚の鋼板を重ねてアーク溶接された溶接部におけるフランク角θ(°)がθ≧１００°であり、
かつ、前記溶接部のビード止端部から溶接金属方向に２．０ｍｍまでの領域および前記ビード止端部から母材方向に２．０ｍｍまでの領域における、溶接ビードの表面積をビード止端部表面積Ｓ_TOE（ｍｍ²）、前記ビード止端部表面積Ｓ_TOEのうちのスラグで覆われた領域の面積をスラグ表面積Ｓ_SLAG（ｍｍ²）としたとき、（１）式で算出されるスラグ被覆面積率Ｓ_RATIO（％）が５０％以下である、アーク溶接継手。
Ｓ_RATIO＝１００×Ｓ_SLAG／Ｓ_TOE ・・・（１）
[２] 前記溶接ビードのビード始終端からそれぞれ１５ｍｍまでの領域を除いた前記溶接部におけるフランク角の最大値をθｍａｘ（°）、最小値をθｍｉｎ（°）としたとき、前記フランク角の最大値および最小値が、θｍａｘ－θｍｉｎ≦３０°の関係を満たす、[１]に記載のアーク溶接継手。
[３] ［１］または［２］に記載のアーク溶接継手のアーク溶接方法であって、
少なくとも２枚の鋼板を重ねてアーク溶接して溶接部を形成するに際し、
Ａｒガスおよび酸化性ガスからなり、かつ、前記酸化性ガスが（２）式の関係を満たすシールドガスを使用し、
平均溶接電流をＩ（Ａ）、平均アーク電圧をＶ（Ｖ）、溶接速度をｓ（ｃｍ／ｍｉｎ）、前記シールドガスにおける（２）式の（２×[Ｏ₂]＋[ＣＯ₂]）の値をＹとしたとき、これらＩ、Ｖ、ｓおよびＹが（３）式の関係を満たす、アーク溶接方法。
２×[Ｏ₂]＋[ＣＯ₂]≦１６ ・・・（２）
５０≦（Ｉ×Ｖ）／ｓ×（２４＋Ｙ）／２４≦２００ ・・・（３）
ただし、[Ｏ₂]はシールドガス中のＯ₂の体積％であり、[ＣＯ₂]はシールドガス中のＣＯ₂の体積％である。
[４] 前記シールドガスは、（４）式の関係を満たし、
前記アーク溶接では、前記鋼板と溶接ワイヤが断続的に短絡し、
前記短絡の平均短絡周波数Ｆ_AVE（Ｈｚ）が２０～３００Ｈｚであり、かつ前記短絡の最大短絡周期Ｔ_CYC（ｓ）が１．５ｓ以下である、［３］に記載のアーク溶接方法。
２×[Ｏ₂]＋[ＣＯ₂]≦５ ・・・（４）
ただし、[Ｏ₂]はシールドガス中のＯ₂の体積％であり、[ＣＯ₂]はシールドガス中のＣＯ₂の体積％である。
[５] 前記アーク溶接では溶接電流としてパルス電流を使用し、
前記パルス電流のピーク電流をＩ_PEAK（Ａ）、ベース電流をＩ_BASE（Ａ）、ピーク期間をｔ_PEAK（ｍｓ）、立ち上がり期間をｔ_UP（ｍｓ）、立ち下がり期間をｔ_DOWN（ｍｓ）、および前記鋼板とコンタクトチップとの距離をＬ（ｍｍ）としたとき、（５）式で算出されるＸ（Ａ・ｓ／ｍ）の値が５０≦Ｘ≦２５０を満たす、［３］または［４］に記載のアーク溶接方法。
Ｘ＝（Ｉ_PEAK×ｔ_PEAK／Ｌ）＋
（Ｉ_PEAK＋Ｉ_BASE）×（ｔ_UP＋ｔ_DOWN）／（２×Ｌ） ・・・（５）
[６] 前記アーク溶接では、溶接ワイヤとしてソリッドワイヤを使用する、［３］～［５］のいずれか１つに記載のアーク溶接方法。

本発明によれば、溶接止端部におけるフランク角を規定することによって溶接部の応力集中を低減し、かつ、溶接部のスラグ付着量を低減することによって発錆を抑制する。これにより、腐食が進行する環境下においても安定して優れた疲労特性を有するアーク溶接継手を得ることができる。また本発明によれば、この溶接継手を得るアーク溶接方法を提供することができる。

図１は、本発明を重ね隅肉溶接に適用する例を模式的に示す斜視図である。 図２（Ａ）および図２（Ｂ）は、図１中の溶接ワイヤとその近辺を拡大して示す断面図であり、短絡移行の様子を示す概略図である。 図３は、図１の重ね隅肉溶接で形成される溶接ビードの溶接止端部および溶接ビードの始終端部を模式的に示す斜視図である。 図４（Ａ）および図４（Ｂ）は、本発明のアーク溶接継手における溶接部を模式的に示すに概略図である。 図５は、図４（Ａ）に示すアーク溶接継手のＡ－Ａ線断面図であり、溶接止端部およびその周辺を模式的に示す図である。 図６は、溶接電流として供給するパルス電流波形の一例を示すグラフである。 図７は、フランク角と腐食後の疲労強度との関係を示すグラフである。

図１～７を参照して、本発明のアーク溶接継手およびアーク溶接方法について説明する。ここでは、一例として、本発明を重ね隅肉溶接に適用する実施形態について説明する。ただし、本発明は重ね隅肉溶接に限定されず、様々な溶接技術（たとえば突合せ溶接等）にも適用できる。

まず、図１～図３を参照して、本発明の技術思想について説明する。図１～図３には、２枚の鋼板をアーク溶接で重ね隅肉溶接する一例を示す。

本発明では、例えば図１に示されるように、溶接トーチ２の中心部を通って溶接トーチ２から鋼板３へ連続的に送給される溶接ワイヤ１と鋼板３とを電極とし、溶接電源（図示せず）から溶接電圧が印加される。上記の「溶接トーチ２から鋼板３へ」とは、詳しくは「溶接トーチ２から、母材である鋼板３を２枚重ねて形成した段差のすみ部４からなる溶接線へ」ということを指す。溶接トーチ２内から供給されるシールドガス（図示せず）の一部が電離し、プラズマ化することで、溶接ワイヤ１と鋼板３との間にアーク５が形成される。また、シールドガスのうち、電離を生じずに溶接トーチ２から鋼板３へ流れる分は、アーク５および鋼板３が溶融して形成される溶融池（図１では図示せず）を外気から遮断する役割を持つ。アーク５の熱エネルギーによって、溶接ワイヤ１の先端部が溶融して溶滴となり、該溶滴が、電磁力や重力等によって溶融池へと輸送される。この現象が、溶接トーチ２または鋼板３の移動に伴って連続的に生じることで、溶接線の後方では溶融池が凝固し、溶接ビード６が形成される。これにより、２枚の鋼板の接合が達成される。

このように接合されたアーク溶接継手では、溶接部のフランク角（図５を参照）が小さい場合、溶接ビードが凸形状となるため、溶接止端部における応力集中が増加する問題がある。この問題を解消するために、本発明では、溶接部の溶接止端部におけるフランク角が所定の範囲となるように規定する。具体的には、フランク角を１００°以上とすることで、溶接部の応力集中を低減できることが分かった。

また、溶接部のフランク角のばらつきが大きい場合、フランク角が最小となる位置において局所的に大きな応力集中が生じる問題がある。この問題を解消するために、本発明では、溶接ビード６のビード始終端部１０（図３を参照）を除く領域において、上記の規定を満たし、かつフランク角の最大値と最小値の差を３０°以下とする。これにより、溶接ビードの幅方向の応力集中をより一層低減できることが分かった。

すなわち本発明では、このように溶接部の溶接止端部におけるフランク角を規定することによって溶接部の応力集中を低減させ、その結果、溶接部の疲労特性（疲労強度）を向上できることを見出した。

更に本発明では、上述したように、腐食が進行する環境下においても疲労特性を向上させる観点から、溶接部における発錆を抑制することにも着目した。

図１に示すように、２枚の鋼板３を重ね合わせて、アーク溶接で重ね隅肉溶接を行なう際、シールドガスに混入するＯ₂もしくはＣＯ₂がアーク５によって加熱されて、（６）式もしくは（７）式に示す反応が進行する。
Ｏ₂→２[Ｏ] ・・・（６）
ＣＯ₂→ＣＯ＋[Ｏ] ・・・（７）
このような分解反応で生成した酸素は、溶融メタル７や溶融池８に溶解（図２（Ａ）および図２（Ｂ）を参照）し、冷却されて溶接金属として凝固する際に、気泡となって溶接金属内に残留する。また、酸素と鉄の酸化反応が進行して、溶接金属の機械的性能を劣化させる場合がある。

この問題を解消するために、溶接ワイヤ１や鋼板３にＳｉ、Ｍｎ、Ｔｉ等の非鉄元素を脱酸剤として添加したものが使用される。つまり、（６）式もしくは（７）式の反応で生成した酸素をＳｉＯ₂、ＭｎＯ、ＴｉＯ₂等からなるスラグとして排出することによって、酸素と鉄の反応を抑制する。

しかし、溶融池８の表面に排出されたスラグは、その後の冷却過程において凝集し、溶接ビード６の表面とビード止端部９（図３を参照）に付着して凝固する。このようにしてビード止端部９にスラグが付着したアーク溶接継手では、化成処理（たとえばリン酸亜鉛処理等）を施しても、絶縁体であるスラグ領域においてリン酸亜鉛結晶からなる化成処理層が形成されない。そして、化成処理層で覆われない領域では、電着塗装を施しても塗膜の形成が不十分になったり、塗膜の密着性が不十分となるので、耐食性が著しく低下する。その結果、発錆と腐食の進展に起因する板厚の減少を引き起こす。したがって、脱酸剤を添加した溶接ワイヤ１や鋼板３を用いて、溶接金属の機械的性能の劣化を防止しつつ、スラグの生成を抑制する必要がある。

具体的には、溶接金属の機械的性能を確保するための添加元素は低減させることなく、上記のスラグ生成反応（酸化反応）を抑制するために、シールドガスに含まれる酸化性ガスを規定する。スラグ生成反応を抑制することで、電着塗装における塗膜不良が低減し、これにより、耐食性が向上することで、腐食環境下でも発錆と腐食の進展を防ぐことができる。

すなわち本発明では、このようにシールドガスに含まれる酸化性ガスを規定することによってＯ₂やＣＯ₂の混入量を低減させ、その結果、溶接部、特に溶接止端部に付着するスラグの生成を抑制する。これにより、発錆を抑制でき、腐食による疲労強度低下を抑制できることを見出した。

ここで、図３を用いて、溶接ビード６におけるビード止端部９およびビード始終端部１０を説明する。図３に示すように、本発明において「ビード始終端部」とは、ビード始端部とビード終端部をそれぞれ含む領域を指す。「ビード始端部」とは、ビード始端（溶接開始位置）から溶接線上をビード終端（溶接終了位置）方向へ１５ｍｍまでの領域であり、「ビード終端部」とは、ビード終端から溶接線上をビード始端方向へ１５ｍｍまでの領域である。また、本発明において「ビード止端部」とは、溶接ビードの溶接線に垂直な方向の溶接金属と未溶融の母材鋼板との境界を指す。「溶接線」とは、溶接ビード６の溶接方向に平行な線を指す。また、「溶接ビードの幅（ビード幅）」とは、溶接ビード６の溶接線に垂直な面とビード止端部との交点（２つの交点）を結ぶ直線の長さを指す。

次に、図４（Ａ）～図５を参照して、本発明のアーク溶接継手について説明する。
図４（Ａ）には、図１の重ね隅肉溶接で形成されるアーク溶接継手の溶接ビード６の斜視図を示し、図４（Ｂ）には該アーク溶接継手の平面図を示す。図５には、図４（Ａ）に示すアーク溶接継手のＡ－Ａ線断面を正面視した一部拡大図を示す。

本発明のアーク溶接継手は、上述のように、少なくとも２枚の鋼板を重ねてアーク溶接されたアーク溶接継手である。このアーク溶接継手は、溶接部におけるフランク角θ(°)がθ≧１００°であり、かつ、該溶接部のビード止端部から溶接金属方向に２．０ｍｍまでの領域および該ビード止端部から母材方向に２．０ｍｍまでの領域における、溶接ビードの表面積をビード止端部表面積Ｓ_TOE（ｍｍ²）、該ビード止端部表面積Ｓ_TOEのうちのスラグで覆われた領域の面積をスラグ表面積Ｓ_SLAG（ｍｍ²）としたとき、（１）式で算出されるスラグ被覆面積率Ｓ_RATIO（％）が５０％以下である。
Ｓ_RATIO＝１００×Ｓ_SLAG／Ｓ_TOE ・・・（１）

溶接部におけるフランク角θ(°)：θ≧１００°
図５にはビード止端部９およびその周辺の概略図を示しており、図５中の角度θ（°）が、ビード止端部９のフランク角である。フランク角θ（°）が１００°未満の場合、溶接ビード６が凸形状となるため、ビード止端部９における応力集中が増加する問題がある。したがって、本発明では、フランク角θ（°）を１００°以上とする。フランク角θが大きくなるとビード止端部９は平滑となり、溶接部の応力集中を低減できるため、好ましくは１１０°以上とし、さらに好ましくは１２０°以上とする。溶接ビードの幅の過剰な拡大を防止する観点から、フランク角θは、好ましくは１６０°以下とし、より好ましくは１５０°以下とし、さらに好ましくは１４０°以下とする。
なお、フランク角θは、後述する実施例に記載の方法で測定することができる。

スラグ被覆面積率Ｓ_RATIO（％）：５０％以下
図４（Ａ）、図４（Ｂ）および図５に示すように、溶接部のビード止端部９を含む所定領域の表面積をビード止端部表面積Ｓ_TOE（ｍｍ²）とし、ビード止端部表面積Ｓ_TOEのうちのスラグ１１で覆われた領域の面積をスラグ表面積Ｓ_SLAG（ｍｍ²）としたとき、（１）式で算出されるスラグ被覆面積率Ｓ_RATIO（％）が５０％以下である。溶接時に生成するスラグ１１がそのスラグ被覆面積率５０％を超えて溶接ビード６の表面に付着すると、アーク溶接継手を化成処理に供しても、化成処理層が十分に形成されない。スラグの生成量が減少すると溶接ビード６の表面におけるスラグの凝集が抑制される。そのため、スラグ被覆面積率Ｓ_RATIOは、好ましくは４５％以下とし、より好ましくは４０％以下とする。

上記した「ビード止端部表面積Ｓ_TOE」とは、図４（Ａ）および図４（Ｂ）に示すように、溶接部のビード止端部９から溶接線に対して垂直な溶接金属方向に２．０ｍｍまでの領域およびビード止端部９から溶接線に対して垂直な母材方向に２．０ｍｍまでの領域における、溶接ビード６の表面積を指す。すなわち、図４（Ａ）および図４（Ｂ）に示す例では、ビード止端部９を中心とした４．０ｍｍの領域における溶接ビード６の表面積となる。また、「スラグ表面積Ｓ_SLAG」とは、図４（Ａ）および図４（Ｂ）に示すように、ビード止端部表面積Ｓ_TOEを求めた領域内において、スラグ１１で覆われた領域の面積の合計を指す。ビード止端部表面積Ｓ_TOEおよびスラグ表面積Ｓ_SLAGは、後述する実施例に記載の方法で求めることができる。

なお、非導電性であるスラグの生成量が低下するほど、化成処理性および電着塗装性が良好となるため、スラグ被覆面積率Ｓ_RATIOは小さいほど好ましいことから、その下限は特に規定しない。スラグ被覆面積率Ｓ_RATIOは、０．１％以上とすることが好ましく、０．５％以上とすることがより好ましく、１．０％以上とすることがさらに好ましい。

このように、溶接部におけるフランク角θおよびスラグ被覆面積率Ｓ_RATIOが上記した範囲内にすることで、上述した効果が得られる。図７には、フランク角と腐食後の疲労強度との関係を示すグラフを示す。詳細は後述するが、図７に示されるように、フランク角およびスラグ被覆面積率Ｓ_RATIOを適切に制御することで、疲労強度を向上させることができる。

上述のように、溶接部のフランク角のばらつきが大きい場合、フランク角が最小となる位置において局所的に大きな応力集中が生じる問題があるため、上記構成に加えて、溶接ビード６の形状を安定させることが望ましい。そこで、本発明では、図４（Ａ）および図４（Ｂ）に示すように、溶接ビード６のビード始終端からそれぞれ１５ｍｍの領域（ビード始終端部１０）を除いた溶接部におけるフランク角θのばらつきを、以下のように、小さくすることが好ましい。

フランク角θの最大値およびフランク角θの最小値の差（好適条件）
ビード始終端部１０を除いた溶接部の領域における、溶接ビード６の溶接方向に平行な線（溶接線）に垂直な面内のフランク角の最大値をθｍａｘ（°）とし、フランク角の最小値をθｍｉｎ（°）としたとき、該フランク角の最大値および最小値が、θｍａｘ－θｍｉｎ≦３０°の関係を満たすことが好ましい。溶接ビードのフランク角のばらつきを小さくする（すなわちθｍａｘとθｍｉｎの差を小さくする）ことによって、溶接ビード６の形状が安定する。その結果、局所的な応力集中が緩和される。このため、フランク角の最大値および最小値の差（θｍａｘ－θｍｉｎ）は、好ましくは２５°以下とし、より好ましくは２０°以下とする。

上記したフランク角の最大値および最小値の差の下限は、特に規定しない。（θｍａｘ－θｍｉｎ）は、好ましくは０．１°以上とし、より好ましくは０．２°以上とし、さらに好ましくは０．５°以上とする。

なお、本発明のアーク溶接継手に用いる鋼板は、引張強さが４４０ＭＰａ以上である高強度の鋼板であることが好ましい。好ましくは５００ＭＰａ以上とする。さらに好ましくは９００ＭＰａ以上とする。

次に、本発明のアーク溶接継手を製造するためのアーク溶接方法の一実施形態について説明する。なお、アーク溶接については図１を用いて既述しているため、ここでの説明は省略する。

本発明では、アーク溶接継手におけるフランク角θ（°）およびスラグ被覆面積率Ｓ_RATIO（％）を上記した範囲内にするために、アーク溶接の溶接条件を以下のように制御することが重要である。

本発明のアーク溶接では、シールドガスとして、Ａｒガスおよび酸化性ガスからなるシールドガスを使用し、かつ、該酸化性ガスは（２）式の関係を満たす。
２×[Ｏ₂]＋[ＣＯ₂]≦１６ ・・・（２）
ここで、（２）式において、[Ｏ₂]はシールドガス中のＯ₂の体積％であり、[ＣＯ₂]はシールドガス中のＣＯ₂の体積％である。
この条件に加えて、該アーク溶接は、平均溶接電流をＩ（Ａ）、平均アーク電圧をＶ（Ｖ）、溶接速度をｓ（ｃｍ／ｍｉｎ）、シールドガスにおける（２）式の（２×[Ｏ₂]＋[ＣＯ₂]）の値をＹとしたとき、これらＩ、Ｖ、ｓおよびＹが（３）式の関係を満たすように制御する。
５０≦（Ｉ×Ｖ）／ｓ×（２４＋Ｙ）／２４≦２００ ・・・（３）
ここで、（３）式のシールドガスを示すＹにおいて、[Ｏ₂]はシールドガス中のＯ₂の体積％であり、[ＣＯ₂]はシールドガス中のＣＯ₂の体積％である。

（３）式の中央の値（すなわち、（ （Ｉ×Ｖ）／ｓ×（２４＋Ｙ）／２４）で算出される値）が５０未満の場合、入熱量が小さいため、溶接部の冷却速度が大きくなる。その結果、溶接ビードはビード幅が細く、凸形状となる。よって、（３）式の中央の値は５０以上とする。入熱量確保の観点から、（３）式の中央の値は、好ましくは６０以上とし、より好ましくは７５以上とする。

一方、（３）式の中央の値が２００を超える場合、入熱量が過多となる。その結果、溶け落ちが生じたり、溶着量の増加により溶接ビードは凸形状となる場合がある。よって、（３）式の中央の値は２００以下とする。（３）式の中央の値は、好ましくは１９０以下とし、より好ましくは１８０以下とし、さらに好ましくは１７０以下とする。

上記の「平均溶接電流Ｉ」および「平均アーク電圧Ｖ」とは、各溶接パス内での溶接電流の平均値およびアーク電圧の平均値を指す。

なお、溶接条件の好ましい範囲としては、例えば、平均溶接電流Ｉ：１００～３００Ａ、平均アーク電圧Ｖ：１０～３０Ｖ、溶接速度ｓ：３０～１５０ｃｍ／ｍｉｎである。この範囲とする場合には、コンタクトチップと母材との間の距離（以下、「ＣＴＷＤ」と称する。）：５～３０ｍｍとすることがより好ましい。
さらに好ましくは、平均溶接電流Ｉは１５０Ａ以上とし、平均溶接電流Ｉは２６０Ａ以下とする。さらに好ましくは、平均アーク電圧Ｖは１５Ｖ以上とし、平均アーク電圧Ｖは２８Ｖ以下とする。さらに好ましくは、溶接速度ｓは３５ｃｍ／ｍｉｎ以上とし、溶接速度ｓは１３０ｃｍ／ｍｉｎ以下とする。さらに好ましくは、ＣＴＷＤは８ｍｍ以上とし、ＣＴＷＤは２０ｍｍ以下とする。

逆極性でアーク溶接を行なうことによって、溶接ワイヤ１が陽極となり、鋼板３が陰極となる（図１を参照）。そして、溶接トーチ２の中心部を通って鋼板３へ連続的に供給される溶接ワイヤ１から溶接電圧が印加され、溶接トーチ２内から供給されるシールドガスの一部が電離してプラズマ化する。これによって、溶接ワイヤ１と鋼板３の間にアーク５が形成される。シールドガスの残部（すなわち電離せずに溶接トーチ２から鋼板３へ流れるガス）は、アーク５、溶融メタル７、溶融池８を外気から遮断する（図２（Ａ）および図２（Ｂ）を参照）。これによって、酸素の混入（すなわちスラグの生成）および窒素の混入（すなわちブローホールの生成）を防止する役割を持つ。

溶接ワイヤ１の先端部は、アーク５の熱エネルギーによって溶融して溶融メタル７となり、その溶滴が電磁力や重力によって溶融池８へ輸送される。このとき、溶融メタル７が溶融池８から分離した状態（図２（Ａ）を参照）と、溶融メタル７が溶融池８に接触して電気的に短絡した状態（図２（Ｂ）を参照）とを規則的に繰り返す。そして、溶接ワイヤ１を溶接線の方向に移動させながら、この現象を連続的に生じさせることで、溶接線の後方で溶融池８が凝固して、溶接ビード６が形成される。

シールドガスに含まれる酸化性ガスを規定し、溶融メタル７や溶融池８に混入する酸素を低減することで、スラグの生成を防止する効果が得られる。

この効果をより有効に得る観点から、本発明では、上述の溶接条件における「シールドガス」を、Ａｒガスおよび酸化性ガスからなるシールドガスとし、かつ、該酸化性ガスは（２）式の関係を満たすものとする。（２）式の左辺の値（すなわち、（ ２×[Ｏ₂]＋[ＣＯ₂] ）で算出される値）が１６を超える場合、アークが緊縮することで溶接ビードが凸形状となりやすく、溶接止端部のフランク角が大きくなる場合がある。よって、（２）式の左辺の値は１６以下とする。（２）式の左辺の値は、好ましくは１０以下とし、より好ましくは５以下とする。また（２）式の左辺の値は、好ましくは０．００５以上とする。
本発明では、１００％Ａｒガスのシールドガスでも上述の効果を得られる。この「１００％Ａｒガス」の条件として、Ａｒ純度が９９．９９％以上のものを指し、０．０１％未満の酸化性ガスが不可避的に含まれる。

本発明では、このようにアーク溶接の溶接条件を制御することで、上記した溶接部を有するアーク溶接継手を得られる。なお、本発明効果をより一層有効に得る観点から、上記の溶接条件に加えて、以下の溶接条件を規定してもよい。

シールドガスに含まれる酸化性ガスを低減させたアーク溶接では、スラグの生成量を減少させることが可能である。その一方で、陰極点が激しく変動することから、溶接ビード６が蛇行し易い、あるいは波打った形状となり易いという欠点がある。

この欠点を解消するために、本発明では、シールドガス条件として示した（２）式をより限定して、（４）式の関係を満たすシールドガスを使用し、更にこの条件に加えて、アーク溶接における溶接ワイヤ１と鋼板３が断続的に短絡し、かつ、この短絡する周期（以下、「短絡周期」という）の最大値および短絡する周波数（以下、「短絡周波数」という）の平均値を次のように制御することが好ましい。具体的には、短絡周期の最大値（最大短絡周期）Ｔ_CYC（ｓ）を１．５ｓ以下とし、かつ、短絡周波数の平均値（平均短絡周波数）Ｆ_AVE（Ｈｚ）を２０～３００Ｈｚとすることが好ましい。
２×[Ｏ₂]＋[ＣＯ₂]≦５ ・・・（４）
ここで、（４）式において、[Ｏ₂]はシールドガス中のＯ₂の体積％であり、[ＣＯ₂]はシールドガス中のＣＯ₂の体積％である。

（４）式の左辺の値（すなわち、（ ２×[Ｏ₂]＋[ＣＯ₂] ）で算出される値）が５を超える場合、溶融メタル７や溶融池８に混入する酸素が増加し、溶接ビード表面におけるスラグ付着が増加する。その結果、化成処理性および電着塗装性は（４）式を満たす条件に比べて劣化する場合がある。よって、（４）式の左辺の値は５以下とする。（４）式の左辺の値は、好ましくは３以下とする。（４）式の左辺の値は、好ましくは０．００５以上とする。

シールドガスが（４）式を満たす場合には、アーク溶接における溶接ワイヤ１と鋼板３が断続的に短絡するものとし、かつ、該短絡が上記条件を満たすものとする。その理由は次の通りである。

溶接ワイヤ１の先端から生じる溶滴は、体積が大き過ぎても小さ過ぎても溶融池８が不安定になる。

具体的には、平均短絡周波数Ｆ_AVEが２０Ｈｚ未満の場合には、大粒の溶滴が溶融池８へ移動したり、短絡移行以外の溶滴移行形態（たとえばストリーミング移行等）が不規則に混在することとなる。一方、平均短絡周波数Ｆ_AVEが３００Ｈｚを超える場合には、溶滴は小粒ではあるものの短絡に伴うアークの再点弧が過多となる。このような理由から、いずれの場合も溶融池８の乱れが生じ、溶接ビードの蛇行および波打ちをなくすのは困難である。すなわち、平均短絡周波数Ｆ_AVEを２０～３００Ｈｚとすることによって、１回の短絡で溶融池８へ輸送される溶滴の体積を、溶接ワイヤ１と同一径の球体と同じ程度とすることが可能となる。その結果、溶滴の移動を安定させることに加えて、溶着量を均一にすることができ、これにより、安定して適正なフランク角を得ることができる。したがって、本発明では、短絡の平均短絡周波数Ｆ_AVE（Ｈｚ）を２０～３００Ｈｚとすることが好ましい。

なお、平均短絡周波数Ｆ_AVEは、１回の短絡で溶融池８へ輸送される溶滴の体積のムラをなくし、溶接ビードの均一度を向上させる観点から、より好ましくは３５Ｈｚ以上とし、さらに好ましくは５０Ｈｚ以上とする。また、平均短絡周波数Ｆ_AVEが大きいと、体積の小さい溶滴が短絡および再点弧時に大量のスパッタとして飛散する場合がある。このため、平均短絡周波数Ｆ_AVEは、より好ましくは２５０Ｈｚ以下とし、さらに好ましくは２００Ｈｚ以下とし、さらに一層好ましくは１９０Ｈｚ以下とする。

上記の「平均短絡周波数Ｆ_AVE」とは、アーク溶接継手を得るために行なう溶接パスの短絡周波数の平均値を指す。よって、溶接パスのアーク電圧の推移を測定機器（たとえばオシロスコープ等）で測定し、そのアーク電圧がゼロになる回数を計測し、その溶接に要した時間（ｓ）で回数を除した値（回／ｓ＝Ｈｚ）が、「平均短絡周波数」である。

最大短絡周期Ｔ_CYCが１．５ｓを超えると、溶滴移行が不安定化して、ビード幅や溶込み深さが不安定になる。すなわち、最大短絡周期Ｔ_CYCを１．５ｓ以下とすることによって、良好な形状を有する溶接ビード６を得ることができる。したがって、本発明では、短絡の最大短絡周期Ｔ_CYCを１．５ｓ以下とすることが好ましい。

上記の「最大短絡周期Ｔ_CYC」とは、アーク溶接継手を得るために行なう溶接パスの短絡周期の中の最大値を指す。すなわち、溶接パスの各々の短絡周期が、いずれも１．５ｓを超えないことを意味する。

なお、上述した平均短絡周波数Ｆ_AVEを２０Ｈｚ以上とするためには、最大短絡周期Ｔ_CYCは、０．５ｓ以下とすることがより好ましく、０．２ｓ以下とすることがさらに好ましく、０．１ｓ以下とすることがさらに一層好ましい。短絡の最大短絡周期Ｔ_CYCは、平均短絡周波数Ｆ_AVEが３００Ｈｚ以下となる範囲であればよいため、最大短絡周期Ｔ_CYCの下限は特に規定しない。最大短絡周期Ｔ_CYCは、０．００４ｓ以上とすることが好ましく、０．００８ｓ以上とすることがより好ましい。

このように平均短絡周波数Ｆ_AVEおよび最大短絡周期Ｔ_CYCを所定範囲に制御することによって、Ａｒシールドガスを使用したシールドガスに含まれる酸化性ガスを低減させたアーク溶接において、規則的に安定した溶滴の移動が可能となる。非短絡の場合、アークのふらつきが大きく、不安定な溶滴移行となるため、同一ビード上でのフランク角のばらつきが大きくなる場合がある。しかし、上記の通り、平均短絡周波数Ｆ_AVEおよび最大短絡周期Ｔ_CYCを所定範囲に制御し、規則的で安定した溶滴移行を実現することで、スラグ生成の抑制と安定したアーク放電を両立する。これにより、フランク角及びスラグ被覆面積率Ｓ_RATIOが上述した範囲内となる溶接ビード６を得ることができる。

なお、溶接条件の好ましい範囲としては、例えば、平均溶接電流Ｉ：１５０～３００Ａ、平均アーク電圧Ｖ：２０～３５Ｖ、Ａｒガス流量：１０～２５Ｌｉｔｅｒ／ｍｉｎ、ＣＴＷＤ：５～３０ｍｍが挙げられる。

本発明では、平均短絡周波数および最大短絡周期を上記した範囲内に制御する手法は、特に限定しない。

例えば、図６に示すようなパルス電流による電流波形制御を付与することが好ましい。具体的には、パルス電流のピーク電流をＩ_PEAK(Ａ)、ベース電流をＩ_BASE(Ａ)、ピーク期間をｔ_PEAK(ｍｓ)、立ち上がり期間をｔ_UP(ｍｓ)、立ち下がり期間をｔ_DOWN(ｍｓ)、ＣＴＷＤをＬ(ｍｍ)としたとき、（５）式で算出されるＸ(Ａ・ｓ／ｍ)の値が５０≦Ｘ≦２５０を満たすように制御する。これにより、安定した溶滴移行を実現することができ、フランク角及びスラグ被覆面積率Ｓ_RATIOが上述した範囲内となる溶接ビード６をより一層有効に得ることができる。
Ｘ＝（Ｉ_PEAK×ｔ_PEAK／Ｌ）＋
（Ｉ_PEAK＋Ｉ_BASE）×（ｔ_UP＋ｔ_DOWN）／（２×Ｌ） ・・・（５）

（５）式は、図６に示すようなパルス電流による電流波形制御を示す式である。
（５）式で算出されるＸ(Ａ・ｓ／ｍ)の値が小さすぎると、アーク５のふらつきや溶滴移行の不安定化が発生する場合がある。一方、Ｘの値が大きすぎると、溶接ワイヤ１が溶融池８へ突っ込んだり、成長した溶滴が短絡時に飛散して、ビード形状の劣化やスパッタ付着などを生じる場合がある。したがって、Ｘの値は、５０≦Ｘ≦２５０を満たすように制御することが好ましい。Ｘの値は、より好ましくは６０以上とし、さらに好ましくは８０以上とし、さらに一層好ましくは１００以上とする。Ｘの値は、より好ましくは２３０以下とし、さらに好ましくは２００以下とし、さらに一層好ましくは１８０以下とする。
なお、Ｘの単位（Ａ・ｓ／ｍ）中の「ｓ」はセカンド（秒）であり、ｔ_PEAK、ｔ_UP、ｔ_DOWNの単位の「ｍｓ」は、ミリセカンド（＝１／１０００秒）である。

鋼板３とコンタクトチップとの距離Ｌの値が小さすぎると、溶接トーチ２の損耗が激しく溶接が不安定化し、過大であるとアーク５のふらつきが発生する。このため、（５）式において、Ｌの値は、５～３０ｍｍとすることが好ましい。Ｌの値は、より好ましくは８ｍｍ以上とする。Ｌの値は、より好ましくは２０ｍｍ以下とする。

Ｉ_PEAKの値は、過小であると十分な入熱が確保できずビード形状の劣化を生じ、過大であると溶落ちを引き起こしたり、スパッタの増加を招く。このため、（５）式において、Ｉ_PEAKの値は、２５０～６００Ａが好ましい。Ｉ_PEAKは、より好ましくは４００Ａ以上とする。Ｉ_PEAKは、より好ましくは５００Ａ以下とする。

Ｉ_BASEの値は、過小であるとアークが不安定化し、過大であると溶落ちを引き起こす。このため、（５）式において、Ｉ_BASEの値は、３０～１２０Ａが好ましい。Ｉ_BASEは、より好ましくは４０Ａ以上とする。Ｉ_BASEは、より好ましくは１００Ａ以下とする。

ｔ_PEAKの値は、過小であると入熱を十分に確保できず、過大であると溶落ちを引き起こす。このため、（５）式において、ｔ_PEAKの値は、０．１～５．０ｍｓが好ましい。ｔ_PEAKは、より好ましくは１．０ｍｓ以上とする。ｔ_PEAKは、より好ましくは４．０ｍｓ以下とする。

ｔ_UPおよびｔ_DOWNは、過小であるとアークのふらつきを誘発し、過大であるとビード形状の劣化を招く。このため、（５）式において、ｔ_UPおよびｔ_DOWNの値は、それぞれ０．１～３．０ｍｓが好ましい。ｔ_UPおよびｔ_DOWNは、それぞれ、より好ましくは０．５ｍｓ以上とする。ｔ_UPおよびｔ_DOWNは、それぞれ、より好ましくは２．５ｍｓ以下とする。

Ｘの値を算出するための（５）式では使用しないが、パルス電流のベース期間をｔ_BASE（ｍｓ）としたとき、ｔ_BASEが過小であると溶滴が小さすぎ、過大であると溶滴が大きくなりすぎるため、いずれの場合でも溶接が不安定化する。よって、ｔ_BASEは０．１～１０．０ｍｓが好ましい。ｔ_BASEは、より好ましくは１．０ｍｓ以上とし、さらに好ましくは１．５ｍｓ以上とする。またｔ_BASEは、より好ましくは８．０ｍｓ以下とし、さらに好ましくは６．０ｍｓ以下とする。

なお、本発明では、パルス電流の毎周期に１短絡を起こさせる必要はなく、１パルス～数パルスで１短絡を起こさせればよい。また、１パルス～数パルスで１短絡を生じさせることができるのであれば、パルス電流のパルス周波数は、特に限定しない。

本発明で、パルス電流を規定する狙いは、（１）ベース期間において低電流とすることでアークのふらつきを抑制しながら溶滴の安定成長を促進すること、（２）ピーク期間から立ち下がり期間にかけて、電磁力やＡｒシールドガスのせん断力によって、成長した溶滴をワイヤから離脱させるのではなく、成長した溶滴を溶融池へと押し下げることで、短絡を促進すること、にある。

本発明のアーク溶接方法では、酸素の供給や特別な元素の添加を必要としない。このため、溶接ワイヤとして、フラックス入りワイヤに比べてより安価であるソリッドワイヤを使用することで、プロセスの低コスト化を実現できる。本発明では、ソリッドワイヤのワイヤ組成（ワイヤの成分組成）を特に限定しない。

好適なソリッドワイヤとして、例えば、Ｃ：０．０２０～０．１５０質量％、Ｓｉ：０．２０～１．００質量％、Ｍｎ：０．５０～２．５０質量％、Ｐ：０．０２０質量％以下、Ｓ：０．０３質量％以下を含有したソリッドワイヤが挙げられる。このようなワイヤ組成であれば、適宜成分調整することにより、軟鋼～超ハイテンの広範囲の鋼種のアーク溶接に適用することができる。ソリッドワイヤの直径は、０．４ｍｍ～２．０ｍｍとすることが好ましい。

以下に、ソリッドワイヤのワイヤ組成を上記した範囲とする理由について説明する。

Ｃ：０．０２０～０．１５０質量％
Ｃは、溶接金属の強度を確保するのに必要な元素であり、溶融メタルの粘性を低下させて流動性を向上させる効果がある。しかし、Ｃ含有量が０．０２０質量％未満では、溶接金属の強度を確保できない。一方、Ｃ含有量が０．１５０質量％を超えると、溶接金属の靭性が低下する。したがって、Ｃ含有量は０．０２０～０．１５０質量％が好ましい。

Ｓｉ：０．２０～１．００質量％
Ｓｉは、脱酸作用を有する一方で、適当量の添加によって溶接金属の焼入れ性を高め、溶接金属の靭性、強度向上に寄与する元素である。ＭＩＧ溶接ではＡｒシールドガスによって溶接金属への酸素の混入を抑制することができる。Ｓｉによる脱酸作用は特段必要ないが、Ｓｉ含有量が０．２０質量％未満では、溶接施工時に溶滴や溶融プールが揺動し、スパッタが多量に発生する。一方、Ｓｉ含有量が１．００質量％を超えると、溶接金属の靭性が低下する。したがって、Ｓｉ含有量は０．２０～１．００質量％が好ましい。

Ｍｎ：０．５０～２．５０質量％
Ｍｎは、Ｓｉと同様に脱酸作用を有するとともに、溶接金属の機械的性質を向上させる元素である。しかし、Ｍｎ含有量が０．５０質量％未満では、溶接金属中に残留するＭｎ量が不足して十分な強度と靭性が得られない。一方、Ｍｎ含有量が２．５０質量％を超えると、溶接金属の靭性が低下する。したがって、Ｍｎ含有量は０．５０～２．５０質量％が好ましい。

Ｐ：０．０２０質量％以下
Ｐは、製鋼工程および鋳造工程で鋼中に不純物として混入する元素であり、溶接金属の耐高温割れ性を低下させる元素であり、可能な限り減少させることが好ましい。とくに、Ｐ含有量が０．０２０質量％を超えると、溶接金属の耐高温割れ性が著しく低下する。したがって、Ｐ含有量は０．０２０質量％以下が好ましい。

Ｓ：０．０３質量％以下
Ｓは、鋼素線に不可避的に含有される不純物であり、溶接金属の耐高温割れ性を低下させる元素であり、可能な限り減少させることが好ましい。とくに、Ｓ含有量が０．０３質量％を超えると、溶接金属の高温割れが発生し易くなる。したがって、Ｓ含有量は０．０３質量％以下が好ましい。

また、ソリッドワイヤは、上記のワイヤ組成に加えて、必要に応じて、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｔｉ、Ｍｏのうちから選択された１種または２種以上を適宜含有してもよい。

Ｎｉは、溶接金属の強度を増加し、耐候性を向上させる元素である。しかし、Ｎｉ含有量が０．０２質量％未満であると、このような効果は得られない。一方、Ｎｉ含有量が３．５０質量％を超えると、溶接金属の靭性の低下を招く。したがって、Ｎｉを添加する場合、Ｎｉ含有量は０．０２～３．５０質量％が好ましい。

Ｃｒは、Ｎｉと同様、溶接金属の強度を増加し、耐候性を向上させる元素である。しかし、Ｃｒ含有量が０．０１質量％未満であると、このような効果は得られない。一方、Ｃｒ含有量が１．５０質量％を超えると、溶接金属の靭性の低下を招く。したがって、Ｃｒを添加する場合、Ｃｒ含有量は０．０１～１．５０質量％が好ましい。

Ｔｉは、脱酸剤として作用し、かつ溶接金属の強度と靭性を向上させる元素である。また、Ｔｉは、アークを安定させて、スパッタを減少させる効果も有する。しかしＴｉ含有量が０．１５質量％を超えると、溶接施工時に溶滴が粗大になり大粒のスパッタが発生するばかりでなく、溶接金属の靭性が著しく低下する。したがって、Ｔｉを添加する場合、Ｔｉ含有量は０．１５質量％以下が好ましい。

Ｍｏは、溶接金属の強度を向上させる元素であるが、その含有量が０．８質量％を超えると、溶接金属の靭性が低下する。したがって、Ｍｏを添加する場合、Ｍｏ含有量は０．８質量％以下が好ましい。

ソリッドワイヤのワイヤ組成の残部は、Ｆｅおよび不可避的不純物である。
なお、ワイヤ組成の不可避的不純物としてＮ、Ｃｕが挙げられる。Ｎは、鋼材を溶製する段階や鋼素線を製造する段階で不可避的に混入する不純物であり、溶接金属の靭性に悪影響を及ぼす。このため、Ｎ含有量は０．０１質量％以下に抑えることが好ましい。Ｃｕは、鋼素線に不可避的に含有される不純物であり、溶接金属の靭性を低下させる元素である。特にＣｕ含有量が３．０質量％を超えると、溶接金属の靭性が著しく低下する。このため、Ｃｕ含有量は３．０質量％以下が好ましい。

以上説明したように、本発明によれば、鋼製の部材の溶接部における発錆を抑制し、かつ腐食が進行する環境下においても溶接部の疲労特性の向上を図ることができる。特に、発錆を抑制できたことにより、腐食環境下であっても溶接部が形状変化し難くなるので、フランク角を維持できる。更に本発明によれば、例えば、引張強さが４４０ＭＰａ以上である高強度の鋼板（たとえば４４０ＭＰａ級、５９０ＭＰａ級、９８０ＭＰａ級の鋼板）を用いて、上述した特性を有する各種部材を製造することができる。このように高強度の鋼板を用いることによって、部材の薄肉化を図ることもできる。
なお、本発明は、自動車用部材等に好適に用いられることから、上記の高強度鋼板の板厚は、０．８～４ｍｍであることが好ましい。

以下、本発明の実施例について説明する。

まず、表１に示す鋼板を２枚用いて、図１に示す重ね隅肉溶接を行ない、アーク溶接継手を作製した。溶接条件は、表２に示す条件とした。Ａｒガス流量は、１０～２５Ｌｉｔｅｒ／ｍｉｎの範囲で適宜調整した。表２中に「ワイヤ記号」として示す溶接ワイヤには、表４に示すワイヤ組成を有し、溶接ワイヤの直径が１．２ｍｍであるソリッドワイヤを用いた。なお、表４に示した「溶接ワイヤの成分組成」以外の成分は、残部（Ｆｅおよび不可避的不純物）である。表４に示すワイヤ記号「Ｗ１」は、ワイヤ組成の不可避的不純物としてＮを０．００５質量％、Ｃｕを０．２７質量％が含有される。

作製したアーク溶接継手を用いて、アルカリ脱脂、表面調整、およびリン酸亜鉛系の化成処理を施し、溶接部以外の母材平板部の膜厚が１５μｍとなる条件でカチオン電着塗装を行った後、ＳＡＥ Ｊ２３３４の腐食試験を６０サイクルまで実施した。

溶接後の溶接ビードの形状は、次のように評価した。

〔スラグ被覆面積率Ｓ_RATIO〕
ビード止端部表面積Ｓ_TOEとスラグ表面積Ｓ_SLAGは、溶接ビード６のビード始終端部１０（各々長さ１５ｍｍ）を除いた領域における溶接ビード６の表面を真上から撮影し（倍率：５倍）、得られた撮影画像を用いて、溶接ビードおよびスラグの上面からの投影面積を測定して算出した。図４（Ａ）、図４（Ｂ）および図５に示すように、ビード止端部９から溶接金属方向に２．０ｍｍまでの領域およびビード止端部９から母材方向に２．０ｍｍまでの領域における、溶接ビード６の表面積をビード止端部表面積Ｓ_TOE（ｍｍ²）とした。このビード止端部表面積Ｓ_TOEのうち、スラグ１１で覆われた領域の面積の合計をスラグ表面積Ｓ_SLAG（ｍｍ²）とした。
なお、溶接ビード６の長さが１３０ｍｍ未満である場合は、ビード始終端部１０を除く全長の表面を撮影した。溶接ビード６の長さが１３０ｍｍ以上である場合は、ビード始終端部１０を除いた任意の部位（長さ１００ｍｍ）における溶接ビード６の表面を撮影した。また、全長０．５ｍｍ以下のスラグは除外して求めた。
算出したビード止端部表面積Ｓ_TOEおよびスラグ表面積Ｓ_SLAGの値と、上記した（１）式とを用いて、スラグ被覆面積率Ｓ_RATIOを求めた。求めたスラグ被覆面積率Ｓ_RATIOを表３に示した。

〔フランク角θ〕
フランク角θの測定は、溶接ビード６のビード始終端部１０（各々長さ１５ｍｍ）を除いた領域において、溶接ビード６の任意の８箇所における溶接線に垂直な板厚方向断面で行った。ただし、任意の８箇所は互いに５ｍｍ以上離れた位置とした。ここでは、溶接ビードの任意の箇所を溶接線に垂直な板厚方向に切断し、各々のフランク角を求め、それらの平均値を「フランク角θ（°）」とした。

〔フランク角θの最大値および最小値〕
上記フランク角θの測定方法として記載した方法で測定した任意の８箇所のフランク角θのうち、最大値を「フランク角θの最大値θｍａｘ（°）」とし、最小値を「フランク角θの最小値θｍｉｎ（°）」とした。求めたフランク角の最大値θｍａｘおよび最小値θｍｉｎを表３に示した。

表３に示す「疲労強度」の評価は、次のように行った。
まず、腐食試験後のアーク溶接継手を浸漬用剥離剤に浸漬して電着塗装を剥離した後、ＩＳＯ８４０７に準拠して腐食生成物を除去した。次いで、機械加工により、溶接止端部（ビード止端部９）を長さ方向の中心として平行部幅２２ｍｍの疲労強度試験片を得た。作製した疲労強度試験片の疲労試験として、片振りの曲げ疲労試験を採用した。疲労強度試験片に与えた荷重は１００～５００ＭＰａ、繰り返し周波数は２０Ｈｚとし、また繰り返し回数は１，０００，０００回とした。この曲げ疲労試験により得られた強度（腐食後疲労強度）（ＭＰａ）を、表３中の疲労強度に示した。
なお、腐食後疲労強度の評価は、以下の基準により行い、記号Ａ、Ｂ、Ｆをそれぞれ付与した。表３に示す、「記号Ａ」は、「腐食後疲労強度が、３２０ＭＰａ以上」の場合とした。「記号Ｂ」は、「腐食後疲労強度が、１９０ＭＰａ以上３２０ＭＰａ未満」の場合とした。「記号Ｆ」は、「腐食後疲労強度が、１９０ＭＰａ未満」の場合とした。記号Ａが最も優れ、続いてＢが優れるとした。記号Ａ、Ｂを「合格」と評価し、記号Ｆを「不合格」と評価した。評価した結果を表３に示した。

表３に示す「発錆防止」の評価は、次のように行った。
腐食促進試験後の溶接継手に対して、溶接ビード６のビード始終端部１０（各々長さ１５ｍｍ）を除いた領域における溶接ビード６の表面を真上から撮影し（図３を参照）、単位長さ当たりの平均発錆面積（ｍｍ²／１０ｍｍ）を算出した。得られた値を表３に示した。
ここでは、発錆防止の評価は以下の基準とした。
平均発錆面積が９５（ｍｍ²／１０ｍｍ）より大きく１００（ｍｍ²／１０ｍｍ）以下の場合に、腐食後の発錆防止効果が優れると評価した。また、平均発錆面積が５０（ｍｍ²／１０ｍｍ）より大きく９５（ｍｍ²／１０ｍｍ）以下の場合に、腐食後の発錆防止効果がより優れると評価した。さらに、平均発錆面積が５０（ｍｍ²／１０ｍｍ）以下の場合に、腐食後の発錆防止効果がさらに優れると評価した。

表２～表３から明らかなように、本発明例として示す溶接Ｎｏ．１～１７は、フランク角θが１００°以上であり、かつＳ_RATIOが５０％以下であった。これにより、発錆を防止しでき、かつ、腐食後の疲労特性に優れたアーク溶接継手が得られた。

これら本発明例のうちの溶接Ｎｏ．１～１６は、フランク角θの最大値θｍａｘとフランク角θの最小値θｍｉｎの差（θｍａｘ－θｍｉｎ）が３０°以下であるから、応力集中が緩和され、特に疲労特性に優れたアーク溶接継手が得られた。

また、本発明例によれば、超ハイテン用の溶接ワイヤ（表４中のワイヤ記号Ｗ１、Ｗ２）と軟鋼用の溶接ワイヤ（表４中のワイヤ記号Ｗ３）のいずれを用いても上記効果を有することが確認できた。

これに対して、比較例である溶接Ｎｏ．１８～２１はフランク角θが１００°未満あるいはＳ_RATIOが５０％を超えたため、腐食進行による疲労強度の低下が顕著であった。

なお、図７のグラフには、本実施例におけるフランク角と腐食後の疲労強度との関係を示した。図７中の記号「〇（本発明例）」および「△（比較例）」は、上述の（２）式を満たすものであった。図７に示すように、フランク角の増加により疲労強度は上昇した。フランク角に加えて、更にスラグ被覆面積率Ｓ_RATIOが５０％以下であった場合には、スラグ被覆面積率Ｓ_RATIOが５０％超えのものと比較すると高い疲労強度を得られていた。

１ 溶接ワイヤ
２ 溶接トーチ
３ 鋼板（母材）
４ 段差のすみ部
５ アーク
６ 溶接ビード
７ 溶融メタル（溶滴）
８ 溶融池
９ ビード止端部
１０ ビード始終端部
１１ スラグ

Claims (6)

1. 少なくとも２枚の鋼板を重ねてアーク溶接された溶接部におけるフランク角θ(°)がθ≧１００°であり、
   かつ、前記溶接部のビード止端部から溶接金属方向に２．０ｍｍまでの領域および前記ビード止端部から母材方向に２．０ｍｍまでの領域における、溶接ビードの表面積をビード止端部表面積Ｓ_TOE（ｍｍ²）、前記ビード止端部表面積Ｓ_TOEのうちのスラグで覆われた領域の面積をスラグ表面積Ｓ_SLAG（ｍｍ²）としたとき、（１）式で算出されるスラグ被覆面積率Ｓ_RATIO（％）が５０％以下である、アーク溶接継手。
   Ｓ_RATIO＝１００×Ｓ_SLAG／Ｓ_TOE ・・・（１）
2. 前記溶接ビードのビード始終端からそれぞれ１５ｍｍまでの領域を除いた前記溶接部におけるフランク角の最大値をθｍａｘ（°）、最小値をθｍｉｎ（°）としたとき、前記フランク角の最大値および最小値が、θｍａｘ－θｍｉｎ≦３０°の関係を満たす、請求項１に記載のアーク溶接継手。
3. 請求項１または２に記載のアーク溶接継手のアーク溶接方法であって、
   少なくとも２枚の鋼板を重ねてアーク溶接して溶接部を形成するに際し、
   Ａｒガスおよび酸化性ガスからなり、かつ、前記酸化性ガスが（４）式の関係を満たすシールドガスを使用し、
   平均溶接電流をＩ（Ａ）、平均アーク電圧をＶ（Ｖ）、溶接速度をｓ（ｃｍ／ｍｉｎ）、前記シールドガスにおける（４）式の（２×[Ｏ₂]＋[ＣＯ₂]）の値をＹとしたとき、これらＩ、Ｖ、ｓおよびＹが（３）式の関係を満たし、
   前記アーク溶接では、前記鋼板と溶接ワイヤが断続的に短絡し、
   前記短絡の平均短絡周波数Ｆ _AVE （Ｈｚ）が２０～３００Ｈｚであり、かつ前記短絡の最大短絡周期Ｔ _CYC （ｓ）が１．５ｓ以下である、アーク溶接方法。
   ５０≦（Ｉ×Ｖ）／ｓ×（２４＋Ｙ）／２４≦２００ ・・・（３）
   ２×[Ｏ ₂ ]＋[ＣＯ ₂ ]≦５ ・・・（４）
   ただし、[Ｏ₂]はシールドガス中のＯ₂の体積％であり、[ＣＯ₂]はシールドガス中のＣＯ₂の体積％である。
4. 前記アーク溶接では溶接電流としてパルス電流を使用し、
   前記パルス電流のピーク電流をＩ_PEAK（Ａ）、ベース電流をＩ_BASE（Ａ）、ピーク期間をｔ_PEAK（ｍｓ）、立ち上がり期間をｔ_UP（ｍｓ）、立ち下がり期間をｔ_DOWN（ｍｓ）、および前記鋼板とコンタクトチップとの距離をＬ（ｍｍ）としたとき、（５）式で算出されるＸ（Ａ・ｓ／ｍ）の値が５０≦Ｘ≦２５０を満たす、請求項３に記載のアーク溶接方法。
   Ｘ＝（Ｉ_PEAK×ｔ_PEAK／Ｌ）＋
   （Ｉ_PEAK＋Ｉ_BASE）×（ｔ_UP＋ｔ_DOWN）／（２×Ｌ） ・・・（５）
5. 請求項１または２に記載のアーク溶接継手のアーク溶接方法であって、
   少なくとも２枚の鋼板を重ねてアーク溶接して溶接部を形成するに際し、
   Ａｒガスおよび酸化性ガスからなり、かつ、前記酸化性ガスが（２）式の関係を満たすシールドガスを使用し、
   平均溶接電流をＩ（Ａ）、平均アーク電圧をＶ（Ｖ）、溶接速度をｓ（ｃｍ／ｍｉｎ）、前記シールドガスにおける（２）式の（２×[Ｏ ₂ ]＋[ＣＯ ₂ ]）の値をＹとしたとき、これらＩ、Ｖ、ｓおよびＹが（３）式の関係を満たし、
   前記アーク溶接では溶接電流としてパルス電流を使用し、
   前記パルス電流のピーク電流をＩ _PEAK （Ａ）、ベース電流をＩ _BASE （Ａ）、ピーク期間をｔ _PEAK （ｍｓ）、立ち上がり期間をｔ _UP （ｍｓ）、立ち下がり期間をｔ _DOWN （ｍｓ）、および前記鋼板とコンタクトチップとの距離をＬ（ｍｍ）としたとき、（５）式で算出されるＸ（Ａ・ｓ／ｍ）の値が５０≦Ｘ≦２５０を満たす、アーク溶接方法。
   ２×[Ｏ ₂ ]＋[ＣＯ ₂ ]≦１６ ・・・（２）
   ５０≦（Ｉ×Ｖ）／ｓ×（２４＋Ｙ）／２４≦２００ ・・・（３）
   Ｘ＝（Ｉ _PEAK ×ｔ _PEAK ／Ｌ）＋
   （Ｉ _PEAK ＋Ｉ _BASE ）×（ｔ _UP ＋ｔ _DOWN ）／（２×Ｌ） ・・・（５）
   ただし、[Ｏ ₂ ]はシールドガス中のＯ ₂ の体積％であり、[ＣＯ ₂ ]はシールドガス中のＣＯ ₂ の体積％である。
6. 前記アーク溶接では、溶接ワイヤとしてソリッドワイヤを使用する、請求項３～５のいずれか１項に記載のアーク溶接方法。

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