WO2008007620A2 - Welding method and weldment - Google Patents

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polarity
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Keiji Nakahara
Emi Yanagihara
Shunzo Aoyama
Yasushi Kanno
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Yorozu Corporation
Ahresty Corporation
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    • B23K2103/08—Non-ferrous metals or alloys
    • B23K2103/10—Aluminium or alloys thereof

Definitions

  • the present invention relates to a welding method for welding two aluminum alloy workpieces, at least one of which has a material strength, using molten calcined material.
  • Die-cast materials one of the aluminum casing materials, can produce high-precision parts with thin and complex shapes, and wrought materials such as extruded aluminum materials have excellent strength characteristics. These are widely used in fields such as automobiles, ships, and industrial machinery.
  • JP-A-8-206838 requires a means for stirring the molten pool and a means for heating in addition to the ordinary arc welding equipment, and is an additional measure for reducing blowholes.
  • the cost increases and the processing time for the additional calorie processing process is extended, leading to a decrease in production efficiency.
  • the device described in Japanese Patent Application Laid-Open No. 2005-34868 requires an additional means for laser irradiation in the vicinity of the front boundary between the molten portion and the non-molten portion of the molten pool, in addition to the normal arc welding equipment. In addition, an additional device for reducing blow holes is required, resulting in an increase in cost.
  • an object of the present invention is to suppress the occurrence of blowholes in a welded part without requiring additional equipment or processing steps other than normal arc welding equipment.
  • One aspect of the present invention is a welding method, wherein at least one of the aluminum alloy workpieces having a material strength is weld-joined using a filler material, A welding method in which the polarity of the voltage applied to the workpiece is switched to perform AC arc welding, and the AC arc welding is performed with the heat input during welding to the above-mentioned material being 67.8 jZmm 2 or less. And
  • Another aspect of the present invention is a welded product welded by a welding method, in a plan view of a molten metal in which the filler material and the workpiece are melted by heat input during the AC arc welding.
  • EZD 0.168 less than E It is characterized by.
  • FIG. 1 is a simplified overall configuration diagram of an AC arc welding apparatus showing an embodiment of the present invention.
  • FIG. 2 is a cross-sectional view showing a state in which the fillet material and the wrought material are overlapped and welded with the fillet joint by the arc welding apparatus of FIG.
  • FIG. 3 is a waveform diagram of welding current on the wire side by the welding power source device of FIG. 1.
  • FIG. 4 is an X-ray transmission image projected from the top to the bottom in FIG. 2 after welding as an example for calculating the blowhole density.
  • FIG. 5 is a graph showing the fracture form of the weldment in the correlation between the amount of heat input per unit thickness to the material and the polarity ratio during energization.
  • FIG. 6 is a graph showing the correlation between the amount of heat input and blowhole density when the amount of gas contained in the material is Occ or more and 3 cc or less.
  • FIG. 7 A graph showing the correlation between the amount of heat input and the blowhole density when the amount of gas contained in the material exceeds 3cc and below 4cc.
  • FIG. 8 is a graph showing the correlation between the amount of heat input and the blowhole density when the amount of gas contained in the material exceeds 4 cc and is 5 cc or less.
  • FIG. 9 A graph showing the correlation between the amount of heat input and the blowhole density when the amount of gas contained in the material exceeds 5 cc and below 6 cc.
  • FIG. 10 A graph showing the correlation between the amount of heat input and the blowhole density when the amount of gas contained in the material exceeds 6cc and below 7cc.
  • FIG. 11 A graph showing the correlation between the amount of heat input and blowhole density when the amount of gas contained in the porcelain material exceeds 7cc and below 8cc.
  • FIG. 12 is a graph showing the correlation between the amount of heat input and blowhole density when the amount of gas contained in the material exceeds 8 cc and is less than lOcc.
  • FIG. 1 is a simplified overall configuration of an AC arc welding apparatus showing an embodiment of the present invention.
  • FIG. 1 As a workpiece to be welded by this AC arc welding apparatus, the aluminum alloy alloy material 1 and the aluminum alloy material wrought material 3 are overlapped with each other, and one of them is the end of the wrought material 3 plate material. Fillet joint welding is performed between the other plate material 1 on the frame material 1.
  • These material 1 and wrought material 3 are installed on a base 4 that serves as an electrode.
  • the pedestal 4 is provided with a recess 4a corresponding to a portion where an arc 23 described later is generated.
  • the welding torch 5 accommodates a welding wire 7 as a filler material so as to be movable in the vertical direction in FIG. 1, and sequentially feeds the wire 7 from the lower end toward the lower welding portion.
  • a pair of wire feeding rollers 11 that are rotated by a wire feeding motor 9 are disposed above the welding torch 5, and the wire 7 is fed downward by the rotation of the wire feeding roller 11.
  • the wire feeding motor 9 described above is driven by receiving the feeding control signal Ms transmitted from the welding power source device 13, and rotates the wire feeding roller 11.
  • one electrode terminal 15 is connected to the welding torch 5 by the wiring 17 and the other electrode terminal 19 is connected to the base 4 by the wiring 21.
  • the welding power source device 13 outputs the welding voltage V between these electrode terminals 15 and 19, so that the tip of the welding wire 7 fed out from the welding torch 5, the framing material 1 and the stretched material As a result, an arc 23 is generated, and as a result, the material 1, the wrought material 3 and the wire 7 are melted to form a molten metal 25 as shown in FIG.
  • the wrought material 3 is welded.
  • the heat-affected zone 27 maintains the solid state just by changing the crystal structure without melting the workpiece!
  • FIG. 3 shows a welding current waveform on the wire 7 side by the welding power source device 13 described above.
  • the time for wire 7 to have positive polarity is Tl, and the time for wire 7 to be negative is ⁇ 2.
  • time ⁇ 3 is the energization time of the base current.
  • the current values at these times Tl, ⁇ 2, ⁇ 3 are II, 12, 13 respectively.
  • one energization cycle is the force that is the addition time of time T1 and time ⁇ 2.
  • the integrated value at time T1 when wire 7 becomes positive is ⁇ , and wire 7 is negative.
  • the integral value I ⁇ I at the time ⁇ 2 when the wire 7 becomes the negative electrode as described above is expressed as one turn of the current.
  • the ratio divided by the integrated value (A + IBI) at the period (T1 + T2) is the polarity ratio C, and this polarity ratio C is adjusted so that it is 0.128 or more as described above.
  • the amount of heat input to the enclosure material 1 contained in is reduced to 67.8 jZmm 2 (corresponding to the heat input per unit plate thickness) or less, and the blowholes in the molten metal 25 and the heat-affected zone 27 are reduced. Occurrence is suppressed.
  • the energization waveform is not limited to that shown in FIG. 3, and the integral value A when the wire 7 becomes the positive electrode and the integral when the wire 7 becomes the negative electrode are integrated.
  • IBIZ (A + IBI) 0.128 or more with the value IBI.
  • the joining form in the arc welding is energized between the welding wire constituting the electrode and the work, and by the heat energy of the arc plasma generated by energization, the welding wire 7 and
  • the welded material (molten metal 25), which is formed by melting the workpiece (figure material 1 and wrought material 3) and solidifying the three molten metals, forms a pair of the fender material 1 and the wrought material. Joining with 3 is performed.
  • the form of formation of the molten metal 25 described above largely depends on the amount of current flowing between the welding wire 7 constituting the electrode and the pair of coils, and the energization direction associated with the polarity setting between the electrodes.
  • the current value is a factor related to the magnitude of the thermal energy of the arc plasma that melts the three metals
  • the energization direction is the distribution of the thermal energy of the arc plasma to the wire and workpiece that form the electrode. It becomes a factor related to.
  • the direction of energization includes a force determined by the polarity setting of the electrode, and the polarity of the wire, the reverse polarity with the wire as the positive polarity, and the positive polarity with the wire as the negative polarity.
  • Reverse polarity energization and positive polarity The difference from electricity is the difference in the amount of thermal energy distributed in the arc plasma.
  • the characteristic of the reverse polarity that makes the wire positive is that the amount of heat energy distributed to the base material 1 that becomes the base material constituting the cathode that emits electrons increases, and the base material is mainly heated and melted.
  • the wire serving as the positive electrode the amount of distribution of thermal energy is reduced, and heating / melting is concentrated at the tip of the carrier into which electrons flow, and the amount of melting is reduced.
  • the positive polarity characteristic of the wire being negative is that the distribution of thermal energy is mainly the wire that becomes the cathode, and the electron that emits the wire force is also the overall force of the wire including the tip. Since the whole wire is melted, the amount of melting of the wire increases. On the other hand, at this time, the base material is melted by indirect heat input due to the heat of melting of the wire molten metal that lands on the base material, so that the base material is less heated and melted.
  • the main part of the heating and melting is the wire 7, and the heating / melting of the base material is caused by indirect heat input accompanying the landing of the molten metal. It becomes the main heat source.
  • the blowholes in the molten metal 25 are reduced because the amount of melting of the base material is small.
  • the deposition of gas in the heat affected zone 27 of the base metal is reduced due to less heating of the base material, and the occurrence of blowholes is reduced.
  • the wire 7 Polarity ratio C force 0.128 or more is obtained by dividing the integral value IBI at time T2 when I becomes negative by dividing the integral value IBI by the integral value (A + IB
  • FIG. 4 shows an X-ray transmission image projected from the top to the bottom in FIG. 2 after welding as an example of calculating the blowhole density in the molten metal 25 and the heat-affected zone 27 around the molten metal 25.
  • the total area E in plan view of the blowhole BH formed in the molten metal 25 and the heat affected zone 27 is defined as the area in plan view of the molten metal 25 (enclosed by the outline 25a of the molten metal 25).
  • the area ratio EZD divided by D is the blowhole density F.
  • the heat input of the polarity ratio C described above and 0.128 or more, and to ⁇ material 1 With 67. 8jZmm 2 below, the blowhole density F, 0. Less than 168. As a result, the influence of blowholes on the welding strength can be avoided.
  • the vertical axis (Y) represents the heat input to the material 1 (jZmm 2 : equivalent to the heat input per unit thickness)
  • the horizontal axis (X) is the polarity ratio C (in this case, expressed as a percentage obtained by multiplying the polarity ratio C by 100), and is a graph showing the form of fracture when an external force is appropriately applied to the cake. In this graph!
  • X indicates the case where the molten metal 25 broke (hereinafter referred to as bead rupture), and ⁇ represents the case where the material 1 broke (hereinafter referred to as base metal rupture).
  • the heat input per unit plate thickness (JZmm 2 ) to the material 1 is the current value (A) X voltage value (V) X (
  • the gas amount G contained in the casing material 1 is set to 0cc ⁇ G ⁇ 7cc.
  • the data of the three points on the vertical axis where the polarity ratio C is 0% is for DC pulse welding. Increase the polarity ratio C on the horizontal axis sequentially! ], It can be seen that the heat input per unit plate thickness is reduced by the following formula, and the heat input can be controlled by the polarity ratio C.
  • the form of the base material fracture indicated by the circle can be achieved by setting the heat input per unit plate thickness to 67.8 jZmm 2 or less.
  • the polarity ratio C in order to make the heat input 67.8 jZmm 2 or less, it is necessary to set the polarity ratio C to 12.8% or more.
  • the material composition 1 shown in Table 1 was used for the reinforced material 1, the wrought material 3 and the wire 7 which also have an aluminum alloy strength.
  • the horizontal axis represents the heat input (jZmm 2 ) described above, and the vertical axis represents the blowhole density F (here, expressed as a percentage obtained by multiplying the blowhole density F by 100).
  • the fracture mode in the relationship is indicated by the difference in the amount of gas G contained in the material (base material) 1. The gas amount was measured by the “Lansley method” for samples collected from the vicinity of the weld.
  • FIG. 6 shows the case where the gas amount G described above is 0 to 3 cc, which is very small relative to the material lOOg.
  • the bead fracture occurs in FIG.
  • the blowhole density is less than the upper limit of 16.8%, and the base metal fracture form indicated by ⁇ is obtained.
  • Figure 7 shows the force when the gas amount G is 3cc ⁇ G ⁇ 4cc with respect to the material lOOg.
  • the base material breaking morphological force indicated by a circle is 16 for the blowhole density. It can be obtained at less than 8%, and the heat input can be obtained at 67.8 jZmm 2 or less. Further, the 78JZmm 2 beyond, 8 jZmm 2 in heat input corresponds to the degree of the DC pulse welding hereinafter, also indicates that the blowhole density 16. less than 8% which is a condition of the base material fracture is not satisfied is doing.
  • the base metal gas content should be 3 cc or less. It is necessary to do.
  • Figure 8 shows the case where the amount of gas is 4cc ⁇ G ⁇ 5cc relative to the material lOOg
  • Figure 9 shows the case where the amount of gas is 5 cc ⁇ G ⁇ 6cc. , heat input 67. 8jZmm 2 or less, the blowhole density 16. less than 8%, indicating that the parent material breaks form shown by .smallcircle obtained.
  • Fig. 10 shows the case where the gas amount is 6cc ⁇ G ⁇ 7cc relative to the material lOOg. Also in this case, 4cc ⁇ G ⁇ 5cc, 5cc ⁇ G in Fig. 8 and Fig. 9 above. like those in ⁇ 6Cc, heat input 6 7. 8jZmm 2 or less, the blowhole density 16. less than 8%, so the results obtained are the base material breaking mode shown in .smallcircle, Ru.
  • Figure 11 shows that the amount of gas is 7 cc ⁇ G ⁇ 8 cc relative to the material lOOg, and when the amount of gas G exceeds 7 cc, the heat input is 67.8 jZmm 2 or less and the blowhole density 16. Less than 8%, it can be seen that the bead fracture shape indicated by X is observed.
  • Fig. 12 shows the case where the gas amount is 8 cc ⁇ G ⁇ 10 cc with respect to the material lOOg.
  • the heat input and blow hole density conditions that can be obtained in the base metal fracture mode are included.
  • the correlation between the amount of heat and the professional hole density is also reversed from the case where the gas amount G is 8 cc or less, and the blowhole density cannot be explained from the logic side because of the amount of heat input, and is outside the scope of the present invention Is shown.
  • the base metal fracture mode is not limited by the heat input and blow hole density, and it is speculated that the fracture mode will involve other factors other than the blow hole. Therefore, the present invention is not applicable.
  • the gist of the present invention is to control the amount of welding heat input to the aluminum casing material, which is a base material, in the arc welding between the aluminum casing material and the aluminum wrought material.
  • the generation density is adjusted to be equal to or lower than the density at which the base material fracture form is obtained.
  • Factors directly related to the occurrence of blowholes are the amount of gas G contained in the porcelain base material causing blowholes and the amount of heat input to the base material related to precipitation of the amount of gas.
  • the polarity ratio when performing the AC arc welding and 0.128 or more, the heat input to ⁇ preform, 67. 8jZmm 2 By following the blow hole density, 16. To be less than 8%.
  • the upper limit value of the gas amount G contained in the directly related base material when the blowhole density is less than 16.8% is 7 cc as described above.
  • the upper limit value of the gas amount G is more than twice as large as the limit value in DC pulse welding is 3cc.
  • the polarity ratio during AC arc welding is 0.128 or more, and the heat input to the base material is 67.
  • the blowhole density can be reduced to less than 16.8%, which gives a base metal fracture form, resulting in a reduction in the forging cost and welding cost of the material. Quality control becomes easier and productivity is improved.
  • a welded structure In particular, a structure such as a vehicle body or a suspension in an automobile bears an external force accompanying the traveling of the automobile, so that reliability of welding quality is ensured, especially welding. Ensuring strength, specifically, the fracture mode is not the molten metal 25 but the base metal fracture, which is an essential prerequisite.
  • the base material fracture form can be obtained by setting the polarity ratio to 0.128 or more. The welding strength is ensured.
  • the example in which the filler material 1 and the wrought material 3 are overlapped fillet joint welded is shown, but a butt joint, a T joint, a cross joint, a corner joint, an edge joint, etc.
  • the present invention can be applied to all arc welded joints of an aluminum material and an aluminum wrought material.
  • the weld manufactured by the method of the present invention can avoid the effect of blowholes on the weld strength.
  • the heat input to the material is reduced. This can suppress the occurrence of blowholes in the heat-affected zone where the crystal structure in the molten metal and its surroundings changes, and the strength of the welded part can be increased. In this case, no additional equipment or processing steps are required other than the normal arc welding equipment.

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Description

明 細 書
溶接方法および溶接物
技術分野
[0001] 本発明は、少なくとも一方が铸物材力もなるアルミニウム合金のワーク相互を、溶カロ 材を用いて溶接加工する溶接方法に関する。
背景技術
[0002] アルミニウム铸物材の一つであるダイカスト材は、薄肉で複雑な形状の高精度な部 品を製造できることから、またアルミニウムの押し出し材などの展伸材は、強度特性に 優れることから、いずれも自動車、船舶、産業機械などの分野で広く用いられている。
[0003] 近年、自動車に関しては、環境改善への要請力 軽量ィ匕が求められているが、そ の達成手段の一つとして、車体やサスペンションなどを構成する構造体として、上記 したダイカスト材と展伸材とをアーク溶接によって溶接接合した溶接構造体の採用が 進んでいる。
[0004] また、これら溶接構造体の採用に当たっては、自動車の走行に伴う外力を負担する 必要があることから、溶接品質の信頼性の確保、特に溶接強度の確保、具体的には 、ダイカスト材ゃ展伸材自体が破断する形態となることが必要不可欠となって 、る。
[0005] しかしながら、アルミニウムのダイカスト材と同展伸材とのアーク溶接では、ダイカスト 材に含まれるガスが原因で、アーク溶接時にブローホールが発生し、溶接部位にお ける溶接強度が低下する。
[0006] そこで、例えば特開平 8— 206838号公報に開示されているように、直流パルスァ ーク溶接を行う際に、溶融池を攪拌手段により攪拌したり、加熱手段により加熱する などにより、ブローホールを低減させている。
[0007] また、特開平 10— 314948号公報に開示されているように、アルミダイカスト部材と アルミ被接合物との境界より該アルミダイカスト部材側に外れた近傍を交流 TIGァー ク溶接法により溶融することで近傍が含有するガスを排出し、この近傍が固化した後 、交流 TIGフィラーアーク溶接法でアルミダイカスト部材とアルミ被接合物とを溶接し ている。 [0008] さらに、特開 2005— 34868号公報に開示されているように、レーザ照射とアーク長 揺動パルスアーク溶接法の組み合わせにより、溶融池の溶融部と非溶融部との前方 境界部近傍にレーザ照射しながらアーク長揺動パルスアーク溶接を行、、このレー ザ照射によって溶融部力もガスを外部に放出させ、溶接している。
発明の開示
[0009] し力しながら、前記した従来技術においては、下記のような問題がある。
[0010] 特開平 8— 206838号公報に記載のものは、通常のアーク溶接機器以外に、溶融 池を攪拌する手段や加熱する手段などが別途必要であり、ブローホールを低減する ための追カ卩の機器およびカ卩ェ工程が必要となってコストアップを招くとともに、追カロの 加工工程による加工時間が延長して生産効率の低下を招く。
[0011] 特開平 10— 314948号公報に記載のものは、アーク溶接法でアルミダイカスト部材 とアルミ被接合物との境界部のダイカスト部材近傍を溶融させる必要があり、その分 加工時間が長くなり、生産効率の低下を招く。
[0012] 特開 2005— 34868号公報に記載のものは、通常のアーク溶接機器以外に、溶融 池の溶融部と非溶融部との前方境界部近傍にレーザ照射する手段が別途必要であ り、ブローホールを低減するための追カ卩の機器が必要となってコストアップを招く。
[0013] そこで、本発明は、通常のアーク溶接機器以外に、追加の機器や加工工程を必要 とすることなく、溶接部におけるブローホールの発生を抑えることを目的としている。
[0014] 本発明の一つのアスペクトは、溶接方法であって、少なくとも一方が铸物材力もなる アルミニウム合金のワーク相互を、溶加材を用いて溶接接合する際に、前記溶加材と 前記ワークとの間に印加する電圧の極性を切り換えて交流アーク溶接を行う溶接方 法であって、前記铸物材に対する溶接時の入熱量を 67. 8jZmm2以下として交流 アーク溶接を行うことを特徴とする。
[0015] 本発明の他のアスペクトは、溶接方法によって溶接加工した溶接物であって、前記 交流アーク溶接時の入熱によって前記溶加材および前記ワークが溶融する溶融金 属の平面視での面積を D、前記溶融金属と、この溶融金属の周囲における前記溶接 入熱により結晶組織が変化した部位とを合わせた平面視での面積中に存在するプロ 一ホールの平面視での面積の総和を Eとしたときに、 EZD=0. 168未満としたこと を特徴とする。
図面の簡単な説明
[0016] [図 1]本発明の一実施形態を示す交流アーク溶接装置の簡略化した全体構成図で ある。
[図 2]図 1のアーク溶接装置により铸物材と展伸材とを重ね隅肉継手溶接した状態を 示す断面図である。
[図 3]図 1の溶接電源装置による、ワイヤ側の溶接電流波形図である。
[図 4]ブローホール密度を算出する一例として、溶接後の図 2中で上方から下方に向 けて投影した X線透過像図である。
[図 5]铸物材への単位板厚あたりの入熱量と通電時の極性比率との相関関係におけ る溶接物の破断形態を示すグラフである。
[図 6]铸物材に含有するガス量が Occ以上、 3cc以下での入熱量とブローホール密度 との相関関係を示すグラフである。
[図 7]铸物材に含有するガス量が 3ccを超え、 4cc以下での入熱量とブローホール密 度との相関関係を示すグラフである。
[図 8]铸物材に含有するガス量が 4ccを超え、 5cc以下での入熱量とブローホール密 度との相関関係を示すグラフである。
[図 9]铸物材に含有するガス量が 5ccを超え、 6cc以下での入熱量とブローホール密 度との相関関係を示すグラフである。
[図 10]铸物材に含有するガス量が 6ccを超え、 7cc以下での入熱量とブローホール 密度との相関関係を示すグラフである。
[図 11]铸物材に含有するガス量が 7ccを超え以上、 8cc以下での入熱量とブローホ ール密度との相関関係を示すグラフである。
[図 12]铸物材に含有するガス量が 8ccを超え、 lOcc以下での入熱量とブローホール 密度との相関関係を示すグラフである。
発明を実施するための最良の形態
[0017] 以下、本発明の実施の形態を図面に基づき説明する。
[0018] 図 1は、本発明の一実施形態を示す交流アーク溶接装置の簡略化した全体構成 図である。この交流アーク溶接装置によって溶接するワークとしては、アルミニウム合 金力 なる铸物材 1とアルミニウム合金力もなる展伸材 3とを互いに重ね合わせ、前記 一方を板材である展伸材 3の端部と他方の板材である铸物材 1上との間で、隅肉継 手溶接を行う。これら铸物材 1および展伸材 3は、電極となる台座 4上に設置する。台 座 4は、後述するアーク 23が発生する部位に対応して凹部 4aを設けて 、る。
[0019] 溶接トーチ 5は、溶加材である溶接ワイヤ 7を図 1中で上下方向に移動可能に収容 し、このワイヤ 7を下端から下方の溶接部に向けて順次繰り出す。溶接トーチ 5の上 方には、ワイヤ送給モータ 9によって回転する一対のワイヤ送給ローラ 11を配置し、 このワイヤ送給ローラ 11の回転によって前記したワイヤ 7を下方に向けて送給する。
[0020] 上記したワイヤ送給モータ 9は、溶接電源装置 13が送信する送給制御信号 Msを 受けて駆動し、ワイヤ送給ローラ 11を回転させる。
[0021] 溶接電源装置 13は、一方の電極端子 15を配線 17によって溶接トーチ 5に接続す るとともに、他方の電極端子 19を配線 21によって台座 4に接続する。
[0022] そして、溶接電源装置 13が、これら各電極端子 15, 19間で溶接電圧 Vを出力する ことで、溶接トーチ 5から繰り出される溶接ワイヤ 7の先端と、铸物材 1および展伸材 3 との間に、アーク 23が発生し、その結果、铸物材 1,展伸材 3およびワイヤ 7が溶融し て図 2に示すように溶融金属 25が形成され、これら铸物材 1と展伸材 3とが溶接接合 される。この際、溶融金属 25の周囲には、溶接入熱によってワーク (铸物材 1,展伸 材 3)の結晶組織が変化する熱影響部 27が存在する。この熱影響部 27は、ワークが 溶融せずに結晶組織が変化するだけで、固体状態を維持して!/、る。
[0023] 図 3は、上記した溶接電源装置 13による、ワイヤ 7側の溶接電流波形を示す。ワイ ャ 7が正の極性となる時間を Tl、同負の極性となる時間を Τ2としている。なお、図 3 中で時間 Τ3は、ベース電流の通電時間である。これら各時間 Tl, Τ2, Τ3における 電流値は、それぞれ II, 12, 13である。
[0024] 図 3において、通電 1周期は、時間 T1と時間 Τ2との加算時間となる力 この通電 1 周期において、ワイヤ 7が正極となる時間 T1での積分値を Α、ワイヤ 7が負極となる時 間 Τ2での積分値を I Β Iとすると、 I B I Z(A+ I Β I ) =0. 128以上としている。
[0025] ここで、上記したようなワイヤ 7が負極となる時間 Τ2での積分値 I Β Iを、通電 1周 期 (T1 +T2)での積分値 (A+ I B I )で除した比率を極性比率 Cとし、この極性比率 Cを調整して、上記したように 0. 128以上とすることで、ワークの特にガスが内部に含 有する铸物材 1への入熱量を、 67. 8jZmm2 (単位板厚あたりの入熱量に相当）以 下に抑えて溶融金属 25中および熱影響部 27中でのブローホールの発生を抑えて いる。
[0026] なお、上記した通電 1周期（Tl +T2)は、ワイヤ 7が正極となる時間と負極となる時 間とが交互に発生してこの状態を繰り返す形態となっているが、例えばワイヤ 7が正 極となる時間をパルス状に連続して与え、その後ワイヤ 7が正極となる時間と負極とな る時間とを図 3のように与え、これらワイヤ 7が正極となる時間が連続する領域と、ワイ ャ 7が正極となる時間と負極となる時間とが繰り返す領域とを含む部分を通電 1周期 としてもよい。このように設定した通電 1周期の中で、前記したような、ワイヤ 7が正極と なる時間 T1での積分値 Aと、ワイヤ 7が負極となる時間 T2での積分値 Bとの間で I B I / (A+ I B I ) =0. 128以上となるようにする。
[0027] 要するに、本実施形態では、通電波形としては、図 3のものに限定されるわけでは なぐワイヤ 7が正極となる時間での積分値 Aと、ワイヤ 7が負極となる時間での積分 値 I B Iとの間で I B I Z(A+ I B I ) =0. 128以上となればよい。
[0028] ところで、アーク溶接における接合形態は、前述したように、電極を構成する溶接ヮ ィャと、ワークとの間に通電し、通電で生じるアークプラズマの熱エネルギにより、溶 接ワイヤ 7およびワーク (铸物材 1と展伸材 3)を溶融させ、その三つからなる溶融金属 が凝固して形成される溶接部 (溶融金属 25)により、一組の铸物材 1と展伸材 3との 接合が行われる。
[0029] また、上記した溶融金属 25の形成形態は、電極を構成する溶接ワイヤ 7と一組のヮ ーク間に流す電流の量、電極間の極性設定に伴う通電方向に大きく依存する。すな わち、電流値は、三つの金属を溶かすアークプラズマの熱エネルギの大きさに関係 する因子となり、通電方向は、電極を形成するワイヤとワークのそれぞれへのアーク プラズマの熱エネルギの配分に関係する因子となる。
[0030] 通電方向は、電極の極性設定により決まる力 ワイヤの極性を基準に、ワイヤを正 極性とする逆極性と、ワイヤを負極性とする正極性とがある。逆極性通電と正極性通 電との違いは、アークプラズマの熱エネルギの配分量の違 ヽになる。
[0031] ワイヤを正極性とする逆極性の特徴は、電子を放出する陰極を構成する母材となる 铸物材 1への熱エネルギの配分量が多くなり、母材の加熱 ·溶融が主体となる一方、 正極となるワイヤでは、熱エネルギの配分量が少なくなるとともに、電子が流入するヮ ィャの先端部に加熱 ·溶融が集中し、溶融量が少なくなる。
[0032] これに対してワイヤを負極性とする正極性の特徴は、熱エネルギの配分が陰極とな るワイヤ主体になるとともに、ワイヤ力も放出される電子は、先端部を含めたワイヤ全 体力 放出され、ワイヤ全体が溶融することからワイヤの溶融量が多くなる。一方、こ のとき母材の溶融は、母材に飛着するワイヤ溶融金属の溶融熱による間接入熱が主 体になることから、母材の加熱 ·溶融は少なくなる。
[0033] 上記した逆極性通電と正極性通電との違!、を、溶接現象で説明すると、ワイヤを正 極性とする逆極性通電では、加熱 '溶融の主体が母材になることから、アルミニウム 铸物材 1の溶融量も多くなり、アルミニウム铸物材 1中に含有するガスが溶融金属 25 中に析出する結果、溶融金属 25中のブローホールの発生が多くなる。また、母材と なるアルミニウム铸物材 1が直接加熱されることから、アルミニウム铸物材 1に含有す るガスが溶融金属 25の周囲の熱影響部 27に析出して熱影響部 27にもブローホー ルが発生するようになる。
[0034] これに対して、ワイヤを負極性とする正極性通電では、加熱 '溶融の主体がワイヤ 7 になり、母材の加熱 ·溶融は、ワイヤ溶融金属の飛着に伴う間接入熱が主な熱源にな る。結果として、溶融金属 25中のブローホールは、母材の溶融量が少ないことから減 少する。また、母材の熱影響部 27でのガスの析出も、母材への加熱が少ないことか ら減少し、ブローホールの発生が減少する。
[0035] 本実施形態では、前記図 3に示したように、ワイヤ 7を正の極性とする逆極性通電と 、ワイヤ 7を負の極性とする正極性通電との相互の関係として、ワイヤ 7が負極となる 時間 T2での積分値 I B Iを通電 1周期 (T1 +T2)での積分値 (A+ I B | )で除した 極性比率 C力 0. 128以上となるようにしている。
[0036] 図 4は、溶融金属 25およびその周囲の熱影響部 27中のブローホール密度を算出 する一例として、溶接後の図 2中で上方から下方に向けて投影した X線透過像を示 す。ここで、溶融金属 25および熱影響部 27中に形成されたブローホール BHの平面 視での面積の総和 Eを、溶融金属 25の平面視での面積 (溶融金属 25の外郭線 25a で囲まれた内側全体の面積) Dで除した面積比 EZDを、ブローホール密度 Fとする
[0037] この際、本実施形態では、前記した極性比率 Cを 0. 128以上とし、また铸物材 1へ の入熱量を、 67. 8jZmm2以下とすることで、ブローホール密度 Fを、 0. 168未満と することとしている。これにより、溶接強度に与えるブローホールの影響を避けることが できる。
[0038] 次に、本実施形態における铸物材 1への入熱量と、該入熱量の制御因子となる極 性比率との関係について説明する。
[0039] 図 5は、縦軸 (Y)を铸物材 1への入熱量 (jZmm2:単位板厚あたりの入熱量に相当
)とし、横軸 (X)を極性比率 C (ここでは極性比率 Cを 100倍した％で表示）とし、ヮー クに適宜外力を付加した場合の破断形態を示すグラフである。このグラフにお!、て、
X印は溶融金属 25が破断した場合 (以下ビード破断と呼ぶ)で、〇印は铸物材 1が 破断した場合 (以下母材破断と呼ぶ)である。
[0040] 铸物材 1への単位板厚あたりの入熱量 (JZmm2)は、電流値 (A) X電圧値 (V) X (
1一極性比率) Z溶接速度 (mmZ秒)で求めた値を、铸物材 1の板厚 (mm)で除し た値である。
[0041] なお、上記図 5では、铸物材 1に含有するガス量 Gを 0cc< G≤7ccとしている。
[0042] ここで、極性比率 Cが 0%の縦軸上の 3点のデータは、直流パルス溶接でのもので ある。横軸上の極性比率 Cを順次増力！]させると、下記の式によって単位板厚あたりの 入熱量が減少し、極性比率 Cにより入熱量を制御できることがわかる。
[0043] Y= 78. 746—0. 869Χ
上記図 5によれば、〇印で示す母材破断となる形態は、単位板厚あたりの入熱量を 67. 8jZmm2以下とすることで達成することができる。また、上記式より、入熱量を 67 . 8jZmm2以下とするには、極性比率 Cを 12. 8%以上とすることが条件となる。
[0044] なお、ここでの入熱量は、溶接時の熱効率を考慮して ヽな 、。したがって、熱効率 を考慮する場合には、単位板厚あたりの入熱量 CiZmm2)としては、熱効率係数 7?を 掛けた値となる。例えば、ミグ溶接の場合には、 r? =0. 7なので、単位板厚あたりの 人熱量力 67. 8 X 0. 7=47. 46j/mm2以下となる。
また、ここでのアルミニウム合金力もなる铸物材 1,展伸材 3およびワイヤ 7は、表 1に 示す材料組成のものを使用した。
[表 1] 単位：質量％
Figure imgf000010_0001
[0046] 図 6〜図 12は、横軸を上記した入熱量 (jZmm2)とし、縦軸をブローホール密度 F ( ここではブローホール密度 Fを 100倍した％で表示）とし、これら相互の関係における 破断形態を、铸物材 (母材） 1に含有するガス量 Gの相違によって示している。なお、 ガス量の測定は、溶接部近傍から採取した試料を、「ランズレー法」により実施した。
[0047] ここで図 6は、上記したガス量 Gが铸物材 lOOgに対して極めて少ない 0〜3ccでの ものであり、この場合には、前記図 5にてビード破断が発生している 78〜8 jZmm2 程度の直流パルス溶接に相当する入熱量であっても、ブローホール密度は上限値 1 6. 8%未満となり、〇印で示す母材破断形態が得られている。
[0048] 上記したガス量 Gが铸物材 lOOgに対して 0〜3ccの場合には、铸物材中のガス含 有量が極めて少なぐそのため铸造コストが高くなり、品質管理の面でも不利なものと なる。
[0049] 図 7は、ガス量 Gが铸物材 lOOgに対して 3cc< G≤4ccでのものである力 この場 合には、〇印で示す母材破断形態力 ブローホール密度については 16. 8%未満 で得られ、入熱量については 67. 8jZmm2以下で得られることを示している。また、 前記 78jZmm2を超え、 8 jZmm2以下程度の直流パルス溶接に相当する入熱量 では、母材破断の条件となるブローホール密度 16. 8%未満が満たされないことも示 している。
[0050] 上記した図 6,図 7から、直流パルス溶接時での入熱量に相当する 78〜8 jZmm2 で、母材破断形態を得るためには、母材のガス含有量を 3cc以下とすることが必要と なる。
[0051] 図 8は、ガス量が铸物材 lOOgに対して 4cc< G≤5ccでのもので、また図 9は、同 5 cc< G≤6ccでのものであり、これらいずれの場合でも、入熱量が 67. 8jZmm2以下 、ブローホール密度 16. 8%未満では、〇印で示す母材破断形態が得られることを 示している。
[0052] 図 10は、ガス量が铸物材 lOOgに対して 6cc< G≤7ccでのもので、この場合にも、 上記した図 8,図 9での 4cc< G≤5cc, 5cc< G≤6ccでのものと同様に、入熱量が 6 7. 8jZmm2以下、ブローホール密度 16. 8%未満では、〇印で示す母材破断形態 が得られる結果となって 、る。
[0053] 図 11は、ガス量が铸物材 lOOgに対して 7cc< G≤8ccでのもので、ガス量 Gが 7cc を超えると、入熱量が 67. 8jZmm2以下、ブローホール密度 16. 8%未満で、 X印 で示すビード破断形態となる場合が見られる。
[0054] 以上より、铸物材 1に含有するガス量 Gを最大で 7ccとして铸物材 1の铸造コストを 低下させかつ品質管理の負担を軽減させた場合であっても、铸物材 1への入熱量を 67. 8jZmm2以下、ブローホール密度を 16. 8%未満とすることで、母材破断形態 が得られるものとなる。
[0055] 図 12は、ガス量が铸物材 lOOgに対して 8cc< G≤10ccでのもので、この場合には 、母材破断形態の得られる入熱量，ブローホール密度の条件はなぐ入熱量とプロ 一ホール密度との相関関係もガス量 Gが 8cc以下の場合とは逆転し、論理面からも 入熱量カゝらブローホール密度を説明できず、本発明の適用範囲外にあることを示し ている。
[0056] 以上図 6〜図 12を通して見ると、入熱量の増加に伴うブローホール密度の上昇度 合いが、図 6のガス量 Gが 3cc以下から図 9の同 6ccまでの増加に伴い高くなつている 。これらの領域では、ブローホール密度に対し入熱量とガス量 Gとが共に正の相関を 持つことを示している。 [0057] ガス量 Gが図 10の 6cc< G≤7ccの領域にまで増加した場合には、この増加によつ ても入熱量の増加に伴うブローホール密度の上昇度合いが高くならず、逆に低くなつ ているが、母材破断形態の得られるブローホール密度、入熱量の許容条件域は、適 用できる範囲となっている。
[0058] 上記したガス量 Gが 7ccを超える領域では、母材破断形態は、入熱量、ブローホー ル密度では律しきれず、破断形態は、ブローホール以外の別の要因が関与するよう になると推察され、本発明の適用外となる。
[0059] 以上、本発明の主旨は、アルミニウム铸物材とアルミニウム展伸材とのアーク溶接に おいて、母材であるアルミニウム铸物材への溶接入熱量を制御することで、ブローホ ール発生密度を、母材破断形態の得られる密度以下に調整することにある。
[0060] ブローホールの発生に直接関係する要因は、ブローホールの原因となる铸物母材 に含有するガス量 Gと、該ガス量の析出に関係する母材への入熱量になる。本発明 では、前述したように、交流アーク溶接を行う際の極性比率を 0. 128以上とし、また 铸物母材への入熱量を、 67. 8jZmm2以下することで、ブローホール密度を、 16. 8 %未満とすることとして 、る。
[0061] このとき、上記のブローホール密度を 16. 8%未満とする際の直接関係する母材中 に含有するガス量 Gの上限値は、前述したように 7ccである。
[0062] このようなガス量 Gの上限値は、直流パルス溶接での限界値が 3ccであるのに対し て 2倍以上となっている。このように、本発明では、铸物材に含有するガス量 Gを 7cc と多くしても、交流アーク溶接を行う際の極性比率を 0. 128以上として、母材への入 熱量を 67. 8jZmm2以下とすることで、ブローホール密度を 16. 8%未満とすること ができ、これにより母材破断形態が得られ、結果として铸物材の铸造コスト，溶接コス トが低下し、かつ品質管理が容易となり、生産性が向上する。
[0063] 通常、溶接構造体にお!、ては、特に、自動車における車体やサスペンションなどの 構造体は、自動車の走行に伴う外力を負担することから、溶接品質の信頼性の確保 、特に溶接強度の確保、具体的には、破断形態が、溶融金属 25ではなく母材破断と なることが必要不可欠な前提条件となって 、る。
[0064] 本実施形態では、極性比率を 0. 128以上とすることで、母材破断形態を得ることが でき、溶接強度が確保されていることになる。
[0065] なお、上記した実施形態では、铸物材 1と展伸材 3とを重ね隅肉継手溶接する例を 示したが、突合せ継手、 T継手、十字継手、かど継手、へり継手など、アルミニウム铸 物材とアルミニウム展伸材とのアーク溶接継手全般にも本発明を適用可能である。
[0066] 本発明方法によって製造した溶接物は、ブローホール密度 Fを、 0. 168未満とする ことで、溶接強度に与えるブローホールの影響を避けることができる。
産業上の利用可能性
[0067] 本発明によれば、ガスを含有する铸物材への溶接時の入熱量を、 67. 8jZmm2以 下として交流アーク溶接を行うようにしたので、铸物材への入熱を抑えて溶融金属中 やその周囲の結晶組織が変化する熱影響部中でのブローホールの発生を抑えるこ とができ、溶接部位の強度を高めることができる。この際、通常のアーク溶接機器以 外に、追加の機器や加工工程が不要である。

Claims

請求の範囲
[1] 少なくとも一方が铸物材力もなるアルミニウム合金のワーク相互を、溶加材を用いて 溶接接合する際に、前記溶加材と前記ワークとの間に印加する電圧の極性を切り換 えて交流アーク溶接を行う溶接方法であって、前記铸物材に対する溶接時の入熱量 を 67. 8jZmm2以下として交流アーク溶接を行うことを特徴とする溶接方法。
[2] 前記溶加材が正の極性となる電流の時間積分値を A、前記溶加材が負の極性とな る電流の時間積分値を Bとしたときに、 I B I / (A+ I B I ) =0. 128以上とした状 態で、前記交流アーク溶接を行うことを特徴とする請求項 1に記載の溶接方法。
[3] 前記铸物材中のガス含有量を、铸物材 lOOgに対し最大で 7ccとして、前記交流ァ ーク溶接を行うことを特徴とする請求項 1に記載の溶接方法。
[4] 前記アルミニウム合金の一方を铸物材力 なる板材、他方を展伸材力 なる板材と してこれら各板材相互を重ね合わせ、前記一方の板材の端部と前記他方の板材上と の間で、重ね隅肉継手溶接を行うことを特徴とする請求項 1に記載の溶接方法。
[5] 請求項 1に記載の溶接方法によって溶接加工した溶接物において、前記交流ァー ク溶接時の入熱によって前記溶加材および前記ワークが溶融する溶融金属の平面 視での面積を D、前記溶融金属と、この溶融金属の周囲における前記溶接入熱によ り結晶組織が変化した部位とを合わせた平面視での面積中に存在するブローホール の平面視での面積の総和を Eとしたときに、 E/D = 0. 168未満としたことを特徴とす る溶接物。
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