WO2017187981A1 - ガスシールドアーク溶接システム及びガスシールドアーク溶接方法 - Google Patents

ガスシールドアーク溶接システム及びガスシールドアーク溶接方法 Download PDF

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WO2017187981A1
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wire
arc
torch
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励一 鈴木
倚旻 袁
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株式会社神戸製鋼所
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Definitions

  • the present invention relates to a gas shielded arc welding system and a gas shielded arc welding method, and more particularly, a gas-shielded arc welding is performed by a plurality of welding torches each provided with a welding wire that is a consumable electrode, and a rust-proof material is provided on the surface.
  • the present invention relates to a gas shielded arc welding system and a gas shielded arc welding method for welding coated steel sheets.
  • the basic procedure for manufacturing structures such as steel ships and bridges is to cut steel, bend it as necessary, join these members in three dimensions, and finish paint.
  • arc welding is adopted as the main joining method. Since the structure is three-dimensional, there are various welding postures such as downward, horizontal, vertical and upward.
  • the molten steel (molten pool) formed during arc welding is liquid, and thus tends to exhibit unstable movement due to the influence of gravity.
  • the downward or obliquely downward posture is not affected by gravity, and is the most efficient and difficult to cause poor welding, and is the basic posture of the welding process equipment.
  • a vertical plate 102 which is a reinforcing steel plate called a rib or stiffener, is arranged on a lower plate 101, which is a large flat steel plate, and fillet welding is performed at a welding position H in a horizontal posture.
  • a vertical plate 102 which is a reinforcing steel plate called a rib or stiffener
  • a lower plate 101 which is a large flat steel plate
  • fillet welding is performed at a welding position H in a horizontal posture.
  • the rigidity as a structure is improved.
  • This process can be performed relatively easily in terms of the welding posture.
  • fillet welding generally requires a long weld length and high efficiency, so a large horizontal fillet device having a plurality of welding torches 103 called a line welder or a simple welding torch is provided.
  • a horizontal fillet welding trolley is applied, contributing to improved efficiency.
  • the welding operator is basically unnecessary, and the cost can be reduced.
  • Patent Document 1 and Patent Document 2 a so-called tandem type torch system that combines a plurality of welding torches that are difficult to hold by human hands is incorporated into the apparatus to improve the efficiency of horizontal fillet welding. It has been.
  • a horizontal posture is used by using a welding robot 110 having a plurality of motion axes (joints) and capable of complex motion in three dimensions.
  • a method of continuously welding the welded portion H at 1 and the welded portion V in the vertical posture is not so widely adopted mainly for the following reasons. 1.
  • the welding speed is slower, and the conventional two-step split type is more efficient.
  • Patent Document 3 describes a torch conversion method that can be converted into a single torch and a double torch according to the welding location.
  • Patent Document 4 discloses a two-electrode one-torch arc welding method in which two wires are fed into one torch.
  • the tandem welding robots described in Patent Documents 3 and 4 are always employed in relatively small structures such as construction machines and vehicles that can cause the work piece to take a downward posture.
  • tandem welding robots are often equipped with the same welding material for convenience and ease of inventory management.
  • a tandem torch In the case of welding in a vertical position, the molten pool is likely to become unstable due to the influence of gravity, so two adjacent weld pools are formed by two simultaneously generated arcs, or a tandem that forms one molten pool With a torch, stable control of the molten pool is extremely difficult and impractical. That is, at the time of vertical welding, single electrode welding is essential, and the conventional tandem welding robot is difficult to apply.
  • a solid wire that does not contain a slag component has a very poor bead shape in horizontal fillet welding, and spatter is likely to occur in a gas shield using a general carbon dioxide gas.
  • vertical welding there is no function to prevent molten pool dripping due to solidified slag, so the bead is very easy to drip, and the welding current and welding speed must be significantly reduced to prevent bead dripping, which is inefficient. . For this reason, the solid wire is rarely used industrially in either a horizontal posture or a vertical posture.
  • Patent Document 1 and Patent Document 2 are welding methods intended for horizontal fillet welding, and no reference is made to welding in a vertical posture.
  • the welding methods described in Patent Document 3 and Patent Document 4 relate to a torch conversion method and a two-electrode one-torch type welding. In such a conventional welding method, the primer-coated steel sheet is placed in a horizontal posture or a vertical posture. In any of these postures, it was impossible to weld with continuous, high efficiency and sound quality.
  • the present invention has been made in view of the above-described problems, and its purpose is to continuously weld a primer-coated steel sheet with high quality and high efficiency in any of a horizontal posture and a vertical posture. It is an object of the present invention to provide a gas shielded arc welding system and a gas shielded arc welding method.
  • a gas shielded arc welding system for welding a steel sheet coated with a rust preventive material on the surface
  • the plurality of welding torches includes at least two welding torches having different compositions of the welding wire and different diameters of the welding wire,
  • the bead is formed by generating the arc while feeding the welding wire from at least the two welding torches,
  • a bead is formed by generating the arc while feeding the welding wire from one of the two welding torches. It is characterized by that.
  • the plurality of welding torches include at least three welding torches, and the two welding torches are used when the welding torches are advanced in the horizontal direction for welding.
  • the other welding torches except for melt the steel sheet by any of arc, energization resistance heat generation, and heat conduction.
  • the welding wire of the welding torch used for the vertical welding contains 3.0 to 18.0% by weight of the slag forming agent with respect to the total weight of the wire. It is a flux-cored wire.
  • the diameter of the welding wire of the welding torch used for the vertical welding is 1.2 mm.
  • the welding wire of the preceding welding torch among the two welding torches used for the horizontal welding is a solid wire or a slag forming agent.
  • One of the flux-cored wires containing 2.5% by weight or less per weight.
  • the diameter of the welding wire of the preceding welding torch is 1.4 to 2.0 mm.
  • the welding wire of the welding torch that follows the welding wire of the two welding torches used for the horizontal welding includes a slag forming agent per total weight of the wire.
  • a flux-cored wire containing 3.0 to 18.0% by weight, and the following welding torch is used for the vertical welding.
  • the welding wire of the preceding welding torch is more than the welding wire of the subsequent welding torch. Has a large diameter.
  • the torch angle of the preceding welding torch is set to 20 to 40 ° with respect to the lower plate, and the rear The torch angle of the welding torch is set to 42 to 60 ° with respect to the lower plate.
  • the shield nozzle of the preceding welding torch has a part of a cylindrical tip portion cut obliquely.
  • the shield nozzle is disposed with the cut surface facing the lower plate.
  • the welding torch that is not used in the vertical welding can be advanced and retracted in the welding wire feeding direction.
  • the welding torch that is not used in the vertical welding is rotatable with respect to the welding line.
  • the current applied to the welding wire of the preceding welding torch is 380 A or more, and The current / voltage is adjusted to 12.0 or more and 18.0 or less so that the arc generation state is buried and becomes an arc.
  • the current and voltage applied to the welding wire of the welding torch that follows are current / voltage so as not to become a buried arc.
  • the voltage is adjusted to 8.0 or more and 11.0 or less.
  • the “following welding torch” means a welding torch that generates an arc following the preceding welding torch.
  • the “intermediate electrode” or the “following electrode” of the present embodiment is used. Point to.
  • the plurality of welding torches that are movable in the three-dimensional direction and are arranged in the welding apparatus include welding wires having different compositions and diameters, and are welded in the horizontal direction.
  • the welding wire is fed from at least two welding torches, an arc is generated to form a bead, and when welding in the vertical direction, the welding wire is fed from any one welding torch.
  • the bead is formed by generating an arc, welding can be continuously performed with high quality and high efficiency in any of the horizontal posture and the vertical posture.
  • the current applied to the welding wire of the preceding welding torch is 380 A or more, and the arc generation state is buried and becomes an arc.
  • the current / voltage is adjusted to 12.0 or more and 18.0 or less, and the current / voltage applied to the welding wire of the subsequent welding torch is 8.
  • the vaporized gas is smoothly discharged from the molten pool by the strong arc force of the buried arc by the preceding welding torch, and the arc length of the subsequent welding torch is long,
  • the convex bead shape generated by the buried arc can be stably corrected to form a bead having an excellent appearance.
  • FIG. 1 is a perspective view showing a schematic configuration of a welding system according to the present invention. It is a block diagram of a two-electrode system. It is a schematic diagram which shows the welding state by a two-electrode system. It is a schematic diagram which shows the state which arranges the bead shape of a molten pool with a solidification slag layer. It is a graph which shows the preferable range of the slag formation agent rate added to a leading electrode and a trailing electrode. It is a perspective view which shows the state which carries out horizontal fillet welding by the leading pole and trailing pole from which a torch angle differs.
  • FIG. 1 is a schematic perspective view of a gas shielded arc welding system capable of both horizontal welding and vertical welding according to an embodiment of the present invention.
  • the vertical direction is the same as the direction of gravity action, in terms of welding engineering, a weld line having an inclination angle of 45 ° or more is treated the same as the vertical direction.
  • a welding system 10 includes a gate-shaped X movable table 12 disposed on a base 11 so as to be movable in the X direction parallel to the welding line direction, and a connecting bar 13 of the X movable table 12.
  • the YZ movable part 14 is arranged to be movable in the Y direction perpendicular to the X direction and the Z direction perpendicular to the X and Y directions, and an articulated robot 16 fixed to the YZ movable part 14. .
  • the multi-joint robot 16 has an arm 17 having at least three joints, preferably 5 to 7 joints, and a torch having a plurality of (two in this embodiment) welding torches 21 at the tip of the arm 17.
  • a system 20 is provided.
  • the multi-joint robot 16 includes a plurality of joints that operate in a circular direction, thereby realizing parallel movement.
  • a part of joint may be comprised by what has a parallel movement function called a slider.
  • the welding torch 21 is movable three-dimensionally so that the welding posture can take an arbitrary posture.
  • the torch system 20 includes at least two welding torches so as to enable two weldings: horizontal welding and vertical welding (that is, horizontal fillet welding and vertical welding in this embodiment).
  • 21 21 (21A, 21B) are provided, and each function is shared and welded.
  • a welding torch preceding the first welding torch 21A and a welding torch following the second welding torch 21B when horizontal fillet welding is performed, a welding torch preceding the first welding torch 21A and a welding torch following the second welding torch 21B.
  • the two welding wires 23A and 23B of the two welding torches 21A and 21B are welded simultaneously.
  • vertical welding is performed, welding is performed with one of the welding wires 23 of the two welding torches 21.
  • the first welding torch 21 ⁇ / b> A is a mechanism capable of moving forward and backward in the feeding direction of the welding wire at the tip of the arm 17 to which the second welding torch 21 ⁇ / b> B is attached (see FIG. 11). And at least one of mechanisms that can rotate with respect to the weld line (see FIG. 12).
  • the welding system 10 feeds the X movable table 12, the YZ movable unit 14, the articulated robot 16, and the welding torch 21 to each welding torch 21 and a posture control unit that controls the position and posture optimal for welding.
  • a welding control unit for controlling the feeding speed of the welding wire to be performed, the welding current of each welding torch 21, and the like, and a gas control unit for controlling the supply amount of the shielding gas supplied from the shielding gas supply device to each welding torch 21; And a control device (not shown).
  • the shielding gas used in this embodiment it is possible to apply general gas species such as CO 2 , Ar, and He alone or in combination, but the cost merit is high and a strong arc force is generated. CO 2 gas is preferred.
  • each welding torch 21 (21 ⁇ / b> A, 21 ⁇ / b> B) includes a substantially cylindrical shield nozzle 22 (22 ⁇ / b> A, 22 ⁇ / b> B) to which a shield gas is supplied, and a contact tip 24 disposed inside the shield nozzle 22. (24A, 24B) and a welding wire 23 (23A, 23B) which is a consumable electrode held by the contact tip 24 and supplied with welding current from the welding power supply devices 18A, 18B.
  • the welding torch 21 feeds the welding wire 23 and flows a shield gas while generating an arc 31 between the steel plate 100 coated with the primer 109, which is an object to be welded, to the steel plate 100. Weld.
  • the welding wire 23 fed to each welding torch 21 is a welding wire 23 having a different composition and a different diameter. That is, a welding wire 23 having a composition and a diameter that allows an optimal combination of a welding wire 23 for horizontal fillet welding and a welding wire 23 for vertical welding is selected.
  • the wire composition said here means both the difference of the form of a solid wire and a flux cored wire, and the difference of the flux composition in a flux cored wire.
  • the evaporation gas 37 of the primer 109 can be released from the molten pool 36 to the leading electrode (the preceding first welding torch 21A). This is only under the arc 31A of the welding wire 23A), and the arc 31B after the second pole does not have this action.
  • a solid wire or a slag forming agent (hereinafter also referred to as a “slag-forming material”) having a deep penetration and a very small amount of slag is obtained in the leading electrode welding wire 23A per total weight of the wire.
  • a flux cored wire containing 5% by weight or less is applied.
  • the flux-cored wire does not contain any slag forming agent, or the wire weight ratio of the slag forming agent is 2.5% at the maximum. More preferably, it is good to set it as 1.5% or less.
  • the wire weight ratio of the slag forming agent is 2.5%.
  • the welding wire 23 having a small amount of the slag forming agent described above is desirable for the leading electrode welding wire 23A that has a large effect on pore defects in horizontal fillet welding.
  • the flux components other than the composition of the hoop (outer steel strip) of the solid wire or flux-cored wire and the slag forming agent can be used.
  • it can be adjusted according to the mechanical performance such as strength and toughness required for the welded portion.
  • a necessary amount of alloy elements such as C, Si, Mn, S, T, Mo, and Al is added.
  • mild steel is often used for the hoop of the flux-cored wire.
  • non-oxidized single substances and binding substances such as C, Si, Mn, Ti, Mo, Al, K, Na, Ca, and F are added to the flux.
  • the leading electrode welding wire 23A with a small content of the slag forming agent does not have a bead shape improving action by the slag 35, so that the bead shape is extremely inferior as it is. Therefore, the welding wire 23B of the trailing electrode (the welding wire 23B of the second welding torch 21B that follows) contains a large amount of a slag forming agent that is a slag source, and the arc backward (progression) where the molten pool 36 begins to solidify.
  • the solidified slag layer 35 is formed in the molten pool 36 in a direction opposite to the direction). Thereby, dripping of the molten pool 36 can be prevented and a bead shape can be prepared (refer FIG. 4).
  • the welding electrode 23A of the leading electrode does not contain the slag forming agent or the amount of the slag forming agent is small
  • the welding electrode 23A of the trailing electrode has an appropriate amount of slag by fusing with the welding wire 23B of the trailing electrode.
  • the welding wire 23B needs to add a large amount of slag forming agent.
  • forming a solidified slag layer by containing a large amount of a slag forming agent in the welding wire 23B of the trailing electrode can be performed only in the trailing electrode during vertical welding where the influence of gravity is large on the molten pool 36.
  • Vertical welding is advantageous because it prevents bead sagging. In vertical welding, the molten pool 36 descends vertically downward, and the molten pool 36 and slag 35 do not accumulate immediately below the arc. Absent. For convenience, the vertical welding will be described using the expression “leading electrode” or “following electrode” depending on the welding wire 23 of the welding torch 21 to be used.
  • the molten pool 36 In vertical welding, the molten pool 36 is strongly subjected to the action of gravity, and is very easy to sag. Therefore, it is necessary to support the molten pool 36 with the solidified slag layer 35. Therefore, the slag 35 needs to have a higher melting point than the molten pool 36 and a low density so as to float from the molten pool 36, and is generally composed of an oxide. If the slag forming agent as a slag source is less than 3.0% of the wire weight, the surface of the molten pool 36 cannot be covered with the slag 35, or even if it can be covered, it is thin and fragile. The drooping of 36 cannot be prevented. A preferable range of the slag forming agent with respect to the wire weight is 3.0% by weight or more, and a more preferable range is 4.5% by weight or more.
  • the slag forming agent when the slag forming agent exceeds 18.0% by weight, there are too many slag sources to lift up, and the slag forming agent remains in the molten pool 36 and easily becomes a slag winding defect. Therefore, the slag forming agent needs to be 3.0 to 18.0% by weight. A more preferable range is 4.5 to 15.0% by weight (see FIG. 5).
  • Ti oxide is most often used for the slag forming agent.
  • Zr oxide, Si oxide, and Mn oxide can be slag forming agents.
  • the flux-cored wire is structurally composed of a steel part outside the cross section called a hoop or sheath and a flux part on the center side of the cross section, but the slag forming agent cannot be added to the steel part. To be added.
  • the wire weight ratio of the slag forming agent is 3.0% by weight.
  • the slag forming agent wire weight ratio is 18.0 wt%.
  • the flux components other than the flux-cored wire hoop and slag forming agent can be freely configured with those used for general welding wires. It can be adjusted according to mechanical performance such as strength and toughness. Mild steel is often used for the hoop.
  • non-oxidized single substances and binding substances such as C, Si, Mn, Ti, Mo, Al, K, Na, CA, and F are added to the flux.
  • the diameter of the welding wire 23A of the first welding torch 21A is preferably 1.4 to 2.0 mm, and the diameter of the welding wire 23B of the second welding torch 21B is preferably 1.2 mm.
  • the diameter of the welding wire 23A of the leading electrode is large.
  • a wire diameter of 1.4 mm or more is effective for preventing pore defects.
  • the upper limit is 2.0 mm.
  • the welding current In vertical welding, the welding current cannot be increased compared to the horizontal fillet posture, and must be lowered.
  • the smaller the wire diameter the better the arc stability at a low current, and the diameter of the welding electrode 23B of the trailing electrode is optimally 1.2 mm. If it exceeds 1.2 mm, the stability of the arc 31 is deteriorated, and a large amount of large spatter 32 is generated.
  • the diameter of the welding wire 23B is smaller than 1.2 mm, the welding efficiency decreases in both horizontal fillet welding and vertical welding.
  • the diameter of the welding wire 23B of the trailing electrode be smaller than the diameter of the welding wire 23A of the leading electrode, and the welding electrode 23B of the trailing electrode is used for vertical welding. Is more desirable.
  • the composition of the welding wire 23A in order to obtain the above-described deep penetration, it is possible not only to depend on the composition of the welding wire 23A but also to achieve both a high welding current and a short arc length.
  • the arc form generated under such current and voltage conditions is generally called a buried arc, and the arc 31A is generated at a position deeper than the surface of the base steel plate to be welded 100.
  • the sputter 32 accompanying the instability of the generated arc is not scattered and the sputter 32 only jumps into the molten pool 36 formed around the buried space. Will be less.
  • the torch angle ⁇ of the leading electrode welding torch 21A is preferably as close to horizontal as possible.
  • the shield nozzle 22A interferes with the lower plate 101, making it difficult to physically move stably.
  • the bead shape tends to be unequal legs (see FIG. 9A).
  • the torch angle ⁇ of the leading electrode welding torch 21A exceeds 40 °, the arc heat is distributed not only to the end portion of the vertical plate 102 but also to the lower plate 101 having a large heat capacity to stabilize the buried arc. It tends to be difficult to generate and pore defects tend to increase. Therefore, it is desirable that the torch angle ⁇ of the leading electrode welding torch 21A is 20 to 40 °.
  • the arc 31B of the welding torch 21B of the trailing electrode has no role of discharging the primer decomposition gas, and optimizes the bead shape. Since the torch angle ⁇ of the leading electrode welding torch 21A is 20 to 40 °, the molten pool 36 is formed biased toward the vertical plate 102 side. Therefore, if the torch angle ⁇ of the welding torch 21B of the trailing electrode is less than 42 °, the deviation toward the vertical plate 102 side is not corrected, and the molten pool 36 remains biased toward the vertical plate 102 side.
  • the torch angle ⁇ of the trailing electrode welding torch 21B By setting the torch angle ⁇ of the trailing electrode welding torch 21B to an angle of 42 ° or more, it becomes possible to form a bead with a good balance between the upper leg length L1 and the lower leg length L2, as shown in FIG. 9A. . However, if the torch angle ⁇ of the trailing electrode welding torch 21B exceeds 60 °, a bead is formed biased toward the lower plate 101 side. Therefore, it is preferable that the torch angle ⁇ of the welding electrode torch 21B of the trailing electrode is 42 to 60 °.
  • the shield nozzle 22 located on the outermost side of the welding torch 21 has a large diameter, it is easy to come into contact with the lower plate 101 when the torch angle is reduced.
  • the generated sputter 32 may clog at the tip, that is, cause a shield failure.
  • a part of the tip 22d side of the general cylindrical or slightly tapered cylindrical shield nozzle 22 is cut obliquely, and the cut surface 22e is formed on the lower plate 101. If it is installed facing, a large opening can be secured, and interference with the lower plate 101 can be prevented and stable welding can be performed.
  • a strong arc force is concentrated to form a buried arc state, and the thickness of the molten pool 36 immediately below the arc 31A of the leading electrode is reduced to evaporate the primer. It is effective to discharge the gas 37 smoothly.
  • appropriate setting and management of current and voltage is also important for a buried arc. As the current becomes higher, a stronger arc force is generated, and a buried arc is likely to occur at a current of 380 A or more. There is no particular upper limit on the current, but generally the capacity of the welding power source is the practical upper limit.
  • FIG. 10 is a graph showing the relationship between the current / voltage ratio of the arc of the leading electrode and the current / voltage ratio of the arc of the trailing electrode in horizontal fillet welding.
  • the current is constant, the arc is not buried when the voltage is high, and the arc 31 is concentrated and the arc is stabilized as the voltage is low.
  • the leading electrode becomes a buried arc when the current / voltage ratio is 12.0 or more.
  • the current / voltage ratio of the leading electrode is preferably in the range of 12.0 to 18.0.
  • the role of the trailing electrode is to insert a necessary amount of the welding wire 23 in order to compensate for the lack of the cross-sectional area of the weld metal, and to make the convex bead shape generated by the buried arc of the leading electrode flat and familiar. It is to correct to a good shape. In a buried arc with a short arc length, the molten pool 36 does not spread and the bead shape cannot be corrected. The longer the arc length, the higher the shape improvement effect, which means that the voltage is higher for a constant current. As shown in FIG. 10, since the bead shape cannot be corrected when the current / voltage of the trailing electrode exceeds 11.0, the current / voltage is desirably 11.0 or less. However, if the current / voltage is less than 8.0, the arc 31 cannot be maintained, and stable bead formation cannot be achieved. Therefore, the current / voltage value of the trailing electrode is preferably 8.0 to 11.0.
  • a plurality of welding wires 23A and 23B having different functions are combined, and the arc 31 is generated from both electrodes of the leading electrode welding wire 23A and the trailing electrode welding wire 23B.
  • Welding enables high-efficiency and defect-free welding.
  • arc welding with one electrode using the welding electrode 23B of the trailing electrode containing a large amount of a slag forming agent is used, so that the volume of the molten pool 36 is moderately suppressed and dripping of the molten pool 36 is prevented. Can be prevented.
  • the slag thickness formed at the time of horizontal fillet welding shown in FIG. As shown, it is possible to increase the thickness of the slag formed at the time of vertical welding, and it is possible to perform high-efficiency welding with horizontal fillet welding and vertical welding respectively under suitable conditions with a single welding system 10. it can.
  • the welding torch 21A of the leading electrode may be physically disturbing. Therefore, as shown in FIGS. 11 and 12, the leading electrode welding torch 21A that is not used is rotated or retracted during vertical welding, and rotated or advanced in the opposite direction during horizontal fillet welding. To return to the original position. Thereby, horizontal fillet welding and vertical welding can be efficiently performed by one welding system 10.
  • the plurality of welding torches 21 that are movable in the three-dimensional direction and are arranged in the welding apparatus have different compositions and diameters.
  • an arc 31 is generated while feeding the welding wire 23 from at least two welding torches 21 to form a bead, and when vertical welding is performed, Since the bead is formed by generating the arc 31 while feeding the welding wire 23B of the row electrode, it is continuously welded with high quality and high efficiency regardless of the horizontal posture or the vertical posture. be able to.
  • the current applied to the welding wire 23A of the leading electrode is 380A or more, and the generation state of the arc 31A is buried and
  • the current / voltage is adjusted to 12.0 or more and 18.0 or less
  • the current / voltage applied to the welding wire 23B of the trailing electrode is 8. Since it is adjusted to 0 or more and 11.0 or less, the evaporative gas 37 is smoothly discharged from the molten pool 36 by the strong arc force of the preceding welding torch 21A, which is a buried arc.
  • the arc 31B which has a long arc length and is not a buried arc, stably corrects the convex bead shape generated by the buried arc to form a bead with an excellent appearance. Door can be.
  • the preceding welding wire 23A is a solid wire or a flux-cored wire containing 2.5% by weight or less of a slag forming agent per total weight of the wire. Therefore, the generation of the slag 35 can be suppressed, and the evaporation gas 37 can be effectively discharged out of the molten pool 36 to prevent the occurrence of pore defects.
  • the diameter of the welding wire 23A of the preceding welding torch 21A is 1.4 to 2.0 mm, a strong arc force can be generated to reduce the thickness of the molten pool 36 immediately below the arc, and the horizontal Pore defects during fillet welding can be prevented.
  • the welding wire 23B of the subsequent welding torch 21B contains 3.0 to 18.0% by weight of the slag forming agent with respect to the total weight of the wire. Because it is a flux-cored wire that is used for welding in the vertical direction, a single welding system 10 continuously welds with high quality and high efficiency in either a horizontal posture or a vertical posture. be able to.
  • the preceding welding wire 23A has a larger diameter than the subsequent welding wire 23B, so that a strong arc force is generated by the preceding welding wire 23A.
  • pore defects can be prevented by reducing the thickness of the molten pool 36 immediately below the arc.
  • the torch angle ⁇ of the preceding welding torch 21A is set to 20 to 40 ° with respect to the lower plate 101, and the torch angle ⁇ of the subsequent welding torch 21B is set to the lower plate 101. Therefore, the arc 31A of the preceding welding torch 21A is buried so as to prevent a pore defect and form a bead with a good balance between the upper leg length L1 and the lower leg length L2. Can do.
  • the shield nozzle 22A of the preceding welding torch 21A is formed by obliquely cutting a part of the cylindrical tip 22d, and the cut surface 22e is formed. Since it is arranged toward the lower plate 101 and performs horizontal fillet welding, even if the torch angle is reduced, a large opening can be secured, and interference with the lower plate 101 can be prevented and stable welding can be performed. it can.
  • the welding wire 23B used for the vertical welding is a flux-cored wire containing the slag forming agent in an amount of 3.0 to 18.0% by weight based on the total weight of the wire, the formed solidified slag layer 35 It is possible to prevent the molten pool 36 from drooping due to gravity and to perform stable vertical welding.
  • the diameter of the welding wire 23B used for the welding in the vertical direction is 1.2 mm, the arc stability at a low current is excellent, and the formation of an excessive volume of the molten pool 36 is prevented.
  • the welding torch 21A that is not used in the vertical welding can be advanced and retracted in the feeding direction of the welding wire 23A, the welding torch 21A that is not used during vertical welding is an obstacle to vertical welding. There is no fear of becoming.
  • the welding torch 21A that is not used in the vertical welding can be rotated with respect to the welding line, the welding torch 21A that is not used does not have a risk of obstructing the vertical welding during the vertical welding.
  • the upper limit of the number of welding torches 21 provided in the torch system 20 is not limited, and two (two electrodes) are generally optimal from the viewpoint of ease of use. However, as shown in the following modifications, 3 Individual (three electrodes) is also practically acceptable.
  • FIGS. 13 to 17 are configuration diagrams of a welding system having three welding torches composed of three electrodes.
  • the welding system 10A of the first modification shown in FIG. 13 includes a welding power source device 18A, 18B, 18C to a three-electrode welding wire 23 (a leading electrode welding wire 23A, a middle electrode welding wire 23C, and a trailing electrode
  • the welding system is an all-arc welding system in which a welding current is supplied to each of the welding wires 23B) to generate an arc 31 between the three welding wires 23A, 23B, and 23C and the workpiece 100 to be welded.
  • the welding system 10B of the second modification shown in FIG. 14 supplies welding currents from the welding power supply devices 18A and 18B to the welding wire 23A of the leading electrode and the welding wire 23C of the trailing electrode, respectively, and the welding wires 23A and 23B. And an arc 31 between the welding object 100 and the welding power source 18C between the welding object 100 and the welding object 100 while feeding an intermediate pole welding wire 23C to generate an arc. Rather, a so-called energization resistance heating method is employed in which the welding wire 23B is melted and welded by heat generation from the welding wire 23B and heat conduction from the molten pool 36.
  • the welding system 10C of the third modification shown in FIG. 15 supplies welding currents from the welding power supply devices 18A and 18C to the welding wire 23A of the leading electrode and the welding wire 23C of the intermediate electrode, respectively.
  • an arc 31 is generated between the workpiece 100 and a welding wire 23B of the trailing electrode, and a constant current is supplied from the welding power source 18B while feeding the welding wire 23B of the trailing electrode.
  • the welding system 10D of the fourth modification shown in FIG. 16 supplies welding currents from the welding power supply devices 18A and 18C to the welding electrode 23A of the leading electrode and the welding wire 23B of the trailing electrode, respectively, and welding wires 23A and 23B.
  • the welding wire 23C is only fed without being energized, and the welding wire 23C is melted and welded only by heat conduction from the molten pool 36. This is a heat conduction welding system.
  • the welding system using the arc generation method and the energization resistance heating method requires the welding power source device 18, but the welding power source device 18 is not required according to the heat conduction method welding system.
  • the welding system 10E of the fifth modification shown in FIG. 17 generates an arc 31 between the welding wire 23A of the leading electrode and the welding wire 23C of the intermediate electrode and the workpiece 100, and welding of the trailing electrode.
  • This is a heat conduction welding system in which the wire 23B is melted only by heat conduction from the molten pool 36.
  • the melting rate of the welding wire 23 is the highest in the arc generation method and has a high efficiency, and then the conduction resistance heating method and the heat conduction method has the slowest melting rate.
  • the welding systems 10A to 10E including the three welding torches 21 shown in FIGS. 13 to 17, other welding torches 21 excluding the two welding torches 21 that generate an arc.
  • the steel sheet is melted by any of arc, energization resistance heating, and heat conduction. Therefore, the optimum welding system 10 can be selected according to the welding conditions such as the workpiece 100, the welding site, the welding strength, and the bead shape.
  • the welding torch 21C is a welding torch that follows the present invention.
  • the torch system uses a 1 to 3 electrode type and is mounted at the tip of a 6-axis joint welding robot (manipulator).
  • a mechanism for rotating only the leading electrode welding torch was provided and used for vertical welding.
  • the welding speed of horizontal posture welding was set to 800 mm / min, and the weld bead leg lengths L1 and L2 (see FIG. 9A) were set to 6 to 7 mm.
  • the welding speed of the vertical position welding was set to 150 mm / min, and the leg lengths L3 and L4 (see FIG. 9B) of the weld beads were adjusted to 7 to 8 mm.
  • the welding wire As the welding wire, a solid wire and a flux-cored wire were combined in a timely manner.
  • the solid wire has a composition compatible with JIS Z3312YGW11, which is generally widely distributed for carbon steel.
  • As the flux-cored wire a wire mainly composed of titanium oxide and using a mineral generally called rutile as a slag forming agent was used.
  • As the hoop composition a mild steel material in which no alloy component was positively added was applied. Except for slag forming agent, C, Si, Mn, Al alloy amount, and K compound as arc stabilizing material are added so as to be equivalent to JIS Z3313 T49J0T1-1CA-U which is generally widely distributed for carbon steel. did. Shielding gas used for welding was 100% CO 2.
  • the power source used for arc generation was a DC constant voltage control type.
  • the power source used for the energization resistance heating type used for a part of the three-electrode type was a DC constant current control type.
  • Table 1 The evaluation results of each example are shown in Table 1 together with the welding conditions. Moreover, the evaluation result of each comparative example is shown in Table 2 together with the welding conditions. In addition, Table 3 shows welding conditions for each intermediate electrode in Comparative Examples and Examples welded by a three-electrode type.
  • Examples 1 to 5 and 10 to 26 shown in Table 1 are two-electrode type arc welding (see FIG. 2) in which arc is generated from the leading electrode and the trailing electrode in horizontal fillet welding.
  • Example 25 only the leading electrode is used for vertical welding
  • Examples 6 to 9 shown in Tables 1 and 3 are a three-electrode system. Among these, in Example 6, in horizontal fillet welding, an arc is generated from the leading electrode and the trailing electrode, and the intermediate electrode is used as a resistance heating electrode (see FIG. 6). In vertical welding, only the trailing electrode is used. use.
  • Example 7 in horizontal fillet welding, an arc is generated from the leading electrode and the trailing electrode, the intermediate electrode is used as a heat conducting electrode (see FIG. 8), and in the vertical welding, only the trailing electrode is used. .
  • Example 8 in horizontal fillet welding, an arc is generated from all of the leading electrode, the intermediate electrode, and the trailing electrode (see FIG. 5), and in the vertical welding, only the trailing electrode is used.
  • Example 9 an arc is generated from the leading electrode and the intermediate electrode, the trailing electrode is used as the energization resistance heating electrode (see FIG. 7), and only the intermediate electrode is used in the vertical welding.
  • Example 1 to 26 the composition of the welding wire of the leading electrode and the trailing electrode and the diameter of the welding wire are different from each other. As a result, as shown in Table 1, in any of Examples 1 to 26 for carrying out the present invention, an acceptable range is obtained in bead shape and defect resistance (number of pore defects), and operability is also improved. It can be seen that excellent welding is possible.
  • the leading electrode is a solid wire or a flux-cored wire containing 2.5% by weight or less of the slag forming agent per total weight of the wire, and the wire diameter is 1.4 to 2.0 mm.
  • the trailing electrode is a flux-cored wire containing 3.0 to 18.0% by weight of the slag forming agent with respect to the total weight of the wire, and the wire diameter is 1.2 mm.
  • the leading pole is set to a torch angle of 20 to 40 ° with respect to the lower plate, while the trailing electrode is set to 42 to 60 ° with respect to the lower plate.
  • the leading electrode is of the cut type having the cut surface 22e at the tip as shown in FIG. 7, and the trailing electrode has no cut surface at the tip. It is a cylindrical conventional type. That is, in setting the torch angle, it is preferable that the leading electrode is a cut type and the trailing electrode is a conventional type, although it is arbitrary. Further, when performing horizontal fillet welding, the welding current of the leading electrode is all 380 A or more, and the current / voltage is adjusted to 12.0 or more and 18.0 or less, and the welding current of the trailing electrode and The welding voltage is adjusted so that the current / voltage is 8.0 or more and 11.0 or less. In Examples 1 to 5 satisfying these conditions, the bead appearance was very good for both horizontal fillet welding and vertical welding, and the number of pore defects was very small.
  • the three-electrode type Examples 6 to 8 in which the intermediate electrode is an energization resistance heating electrode, a heat conduction electrode, or an arc generation while satisfying the above conditions of the leading electrode and the trailing electrode of the Examples 1 to 5 are also horizontal. Both the fillet welding and the vertical welding had very good bead appearance, and the number of pore defects was very small.
  • Example 9 is a three-electrode system (see FIG. 7) in which the trailing electrode is an energization resistance heating electrode, and the leading electrode and intermediate electrode of this example are the leading electrode and trailing electrode of Examples 1 to 5, respectively.
  • the trailing electrode is an energization resistance heating electrode
  • the leading electrode and intermediate electrode of this example are the leading electrode and trailing electrode of Examples 1 to 5, respectively.
  • the above conditions are satisfied.
  • in vertical welding good results are obtained in the bead shape and the number of pore defects by the intermediate pole.
  • horizontal fillet welding an arc is generated from the leading electrode and intermediate electrode, and the wire is melted and added by energization resistance heat generation from the trailing electrode, thereby supporting high speed, the bead appearance shape is very good, and the pores are The number of defects was small and very good.
  • Example 10 and Example 11 the above-described conditions for the leading electrode and the trailing electrode of Examples 1 to 5 are satisfied except for the rate of forming the flux-cored wire of the trailing electrode.
  • Example 10 since the amount of slag generated was slightly insufficient during vertical welding, the bead shape remained within the acceptable range. Also in horizontal fillet welding, the amount of slag generation at the trailing electrode was slightly small, and the bead shape remained within the acceptable range.
  • Example 11 the bead shape was good due to the slag formation by the flux-cored wire having a high iron-making material ratio in the trailing electrode during the vertical welding, but in the horizontal fillet welding, The amount of slag generated from the row electrode increased, the bead shape remained within the acceptable range, and some slag was observed.
  • Example 12 the above-described conditions for the leading electrode and the trailing electrode of Examples 1 to 5 are satisfied except for the rate of forming the flux-cored wire of the leading electrode.
  • both the bead shape and the pore defect were good due to the flux-cored wire of the trailing electrode containing an appropriate amount of the slag forming agent.
  • a large amount of slag was generated from the leading electrode.
  • Example 13 the wire diameter and welding current of the leading electrode and the wire diameter of the trailing electrode are different from the above conditions for the leading and trailing electrodes of Examples 1 to 5.
  • the wire diameter was slightly thin, both the bead shape and the pore defect were good.
  • the diameter of the leading electrode wire was too thin and the current was too low, so there were some pore defects.
  • Example 14 the wire diameter of the trailing electrode is different from the above conditions for the leading electrode and the trailing electrode of Examples 1 to 5.
  • the wire diameter of the trailing electrode is large, the arc is likely to be unstable, and the amount of heat input is increased, so that the bead shape is slightly inferior.
  • both the bead shape and the pore defect are good.
  • the shape of the shield nozzle of the leading electrode is a cylindrical type, and the torch angle is different from the above conditions of the leading and trailing electrodes of the first to fifth embodiments. For this reason, in vertical welding, a bead shape and a pore defect were favorable by the flux cored wire of the suitable diameter containing the appropriate amount of slag formation agent of a trailing electrode. On the other hand, in the case of horizontal fillet welding, since the torch angle of the leading electrode was as large as 45 °, a buried arc was not formed, and a few pore defects were observed.
  • Example 16 although the shape of the shield nozzle of the leading electrode is a cut type, the torch angle is 17 °, and the torch angle of the leading electrode is different from the above conditions of the leading electrode and the trailing electrode of Examples 1 to 5. ing. For this reason, in vertical welding, a bead shape and a pore defect were favorable by the flux cored wire of the suitable diameter containing the appropriate amount of slag formation agent of a trailing electrode. On the other hand, in horizontal fillet welding, the torch angle of the leading electrode was slightly small, and the bead shape remained within the acceptable range.
  • Example 17 the torch angle of the trailing electrode is different from the above-described conditions for the leading electrode and the trailing electrode of Examples 1 to 5. For this reason, although vertical welding is a good result, in horizontal fillet welding, the torch angle of the trailing electrode is large, the bead shape is not sufficiently corrected, and the bead shape remains within the acceptable range.
  • Example 18 the wire diameter of the leading electrode is different from the above conditions for the leading electrode and trailing electrode of Examples 1 to 5. For this reason, in the vertical welding, the bead shape and the pore defect were both good due to appropriate slag formation. On the other hand, in horizontal fillet welding, the wire diameter of the leading electrode is large and the arc force is strong, so that the bead shape remains within the acceptable range.
  • the torch angle of the trailing electrode is different from the above conditions for the leading and trailing electrodes of the first to fifth embodiments. For this reason, in vertical welding, both the bead shape and the pore defect were good due to the wire having the appropriate diameter and the appropriate slag forming agent. On the other hand, in horizontal fillet welding, the torch angle of the trailing electrode is small, so that the bead shape remains within the acceptable range.
  • Example 20 the current / voltage value of the leading electrode at the time of horizontal fillet welding is different from the above conditions for the leading electrode and the trailing electrode of Examples 1 to 5. For this reason, in the vertical welding, both the bead shape and the pore defect were good. On the other hand, in horizontal fillet welding, the current / voltage value of the leading electrode was large, and the bead shape remained within the acceptable range.
  • Example 21 the current / voltage value of the leading electrode at the time of horizontal fillet welding differs from the above conditions for the leading electrode and the trailing electrode of Examples 1 to 5. For this reason, in the vertical welding, both the bead shape and the pore defect were good. On the other hand, in the case of horizontal fillet welding, the value of the current / voltage of the leading electrode was low, the formation of a buried arc was insufficient, and some pore defects were generated.
  • Example 22 the current / voltage value of the trailing electrode at the time of horizontal fillet welding differs from the above-described conditions for the leading electrode and the trailing electrode of Examples 1 to 5. For this reason, in the vertical welding, both the bead shape and the pore defect were good. On the other hand, in the case of horizontal fillet welding, the current / voltage value of the trailing electrode is high, and the arc tends to be buried, so that the bead shape remains within the acceptable range.
  • Example 23 the current / voltage value of the trailing electrode at the time of horizontal fillet welding is different from the above conditions for the leading electrode and the trailing electrode of Examples 1 to 5. For this reason, in the vertical welding, both the bead shape and the pore defect were good. On the other hand, in horizontal fillet welding, the current / voltage value of the trailing electrode was low, and the bead shape remained within the acceptable range.
  • Example 24 the leading electrode ratio of the leading electrode, the torch angle of the leading electrode, the current / voltage value of the leading electrode during horizontal fillet welding, and the wire diameter of the trailing electrode were compared with those of Examples 1 to 5. It is different from the above conditions for the pole and the trailing electrode. For this reason, in vertical welding, although the wire diameter of the trailing electrode was slightly thick, both the bead shape and the pore defect were good. On the other hand, in horizontal fillet welding, the amount of slag from the leading electrode was large and the current / voltage value was small, so a buried arc was not formed, and some pore defects were observed.
  • Example 25 the forging material rate of the leading electrode, the wire diameter of the leading electrode, the current value of the leading electrode during horizontal fillet welding, the current / voltage value, and the fouling material rate of the trailing electrode, the trailing electrode
  • the wire diameter is different from the above conditions for the leading electrode and the trailing electrode in Examples 1 to 5.
  • both the bead shape and the pore defect were good.
  • the horizontal fillet welding since the ratio of the forging material of the leading electrode and the trailing electrode is high, the amount of slag generation is large, the bead shape remains within the acceptable range, and the slag is slightly involved.
  • Example 26 differs from the above-mentioned conditions for the leading electrode and the trailing electrode of Examples 1 to 5 in the ratio of the former-forming material. In this case, in the vertical welding, both the bead shape and the pore defect were good. On the other hand, in the case of horizontal fillet welding, the amount of slag generated was large and pore defects were slightly observed due to the high ratio of the wire for the leading electrode.
  • Comparative Example 1 is a system using a general single electrode type torch. Under high-speed conditions where the horizontal fillet welding speed is 800 mm / min, the bead shape becomes irregular even when the current is increased, and undercut and humping The high-speed specific defect that was said occurred. Moreover, the pore defect of the primer steel sheet could not be suppressed. In addition, vertical welding was able to be performed soundly by using the flux-cored wire with a high steelmaking material rate. From these, it is judged that horizontal fillet welding and vertical welding cannot be performed continuously.
  • Comparative Example 2 is also a system using a general single-electrode type torch. Under high-speed conditions with a horizontal fillet welding speed of 800 mm / min, the bead shape becomes irregular even when the current is increased, and this is called undercut or humping. A defect peculiar to high-speed welding occurred. It was also impossible to suppress pore defects in the primer steel plate. By using a flux-cored wire containing a small amount of iron-making material that is generally suitable for horizontal fillet welding, pore defects are reduced as compared with Comparative Example 1, but it is sufficient for high-speed welding. Not done. On the other hand, in vertical welding, bead sagging occurred because there was little ironmaking material in the welding wire and slag generation was insufficient. From these, it was judged that continuous fillet welding and vertical welding cannot be performed continuously.
  • Comparative Example 3 is also a system using a general single electrode type torch. Under high-speed conditions where the horizontal fillet welding speed is 800 mm / min, the bead shape becomes irregular even when the current is increased, and this is called undercut or humping. A defect peculiar to high-speed welding occurred. Moreover, the pore defect of the primer steel sheet could not be suppressed. In addition, although the porosity defect was reduced compared with the comparative example 1 by using a solid wire, it was not able to respond to high-speed welding, and it could not be said that it was few enough. Moreover, the bead shape improvement effect by slag was not acquired, but it became a convex shape. On the other hand, in vertical welding, there was no ironmaking material in the welding wire and slag generation was insufficient, so that bead sagging occurred. From these, it was judged that continuous fillet welding and vertical welding cannot be performed continuously.
  • Comparative Examples 4 to 6 are two-electrode arc tandem torch systems. Moreover, it is a general form using a common wire type for both electrodes. By adopting the two-electrode type, it is possible to cope with horizontal fillet welding at high speed, and the bead shape is improved as compared with Comparative Examples 1 to 3 of the single-electrode type. However, in these systems, since there is no control to prevent one of the electrodes from operating, an arc is generated from the two electrodes even in vertical welding. Therefore, regardless of the type of wire, a phenomenon occurred in which the bead drooped due to the excess volume of the molten pool and became irregular. Therefore, in Comparative Examples 4 to 6, it was determined that continuous fillet welding and vertical welding cannot be performed continuously.
  • Comparative Examples 7 to 9 are also a two-electrode arc tandem torch system, but different types of wires were used for the two electrodes. However, in these systems, since there is no control to prevent one of the electrodes from operating, an arc is generated from the two electrodes even in vertical welding. Therefore, regardless of the type of wire, a phenomenon occurred in which the bead drooped due to the excess volume of the molten pool and became irregular. Therefore, in Comparative Examples 7 to 9, it was determined that continuous fillet welding and vertical welding cannot be performed continuously.
  • Comparative Example 10 is a two-electrode arc tandem torch system and can control the non-operation of one-sided arc.
  • the bead shape is irregular in horizontal fillet welding, and it is said to be undercut or humping.
  • a defect specific to high-speed welding occurred.
  • the pore defect of the primer steel sheet could not be suppressed.
  • the bead droops due to the excess volume of the weld pool, causing irregularities.
  • Comparative Example 11 is a two-electrode arc tandem torch system and can control the non-operation of one side electrode. Both poles are equipped with wires of the same type and diameter. Specifically, it is a flux-cored wire with a high ironmaking material rate, and in vertical welding, the volume of the molten pool can be controlled within an appropriate range by disabling one electrode. However, since the wire diameter is slightly thick, the arc is likely to be unstable and the heat input becomes high, so that the bead shape is slightly inferior although it is within the acceptable range. In horizontal fillet welding, an arc is generated from both poles, so that a high speed can be dealt with, and the bead shape is good. However, with the flux-cored wire with a high ratio of steelmaking material, the pore defects of the primer steel sheet could not be reduced.
  • Comparative Example 12 is a two-electrode arc tandem torch system and can control the non-operation of one side electrode. Both poles are equipped with wires of the same type and diameter. Specifically, it is a flux-cored wire with a low ironmaking material rate. In vertical welding, the volume of the molten pool can be controlled within an appropriate range by disabling one of the electrodes. However, since the amount of the ironmaking material in the wire is small, slag formation is insufficient and bead dripping occurred. In horizontal fillet welding, an arc is generated from both poles to cope with a high speed, but the bead shape is within the acceptable range because the total amount of the slag material is small, but slightly inferior. On the other hand, the pore defect of the primer steel sheet was reduced compared with Comparative Example 11 using the high iron-making material wire, but was insufficient.
  • Comparative Example 13 is a two-electrode arc tandem torch system and can control the non-operation of one side electrode. Both poles are equipped with wires of the same type and diameter. Specifically, it is a solid wire. In vertical welding, the volume of the molten pool can be controlled within an appropriate range by disabling one of the electrodes. However, since no slag material was contained in the wire, slag formation was insufficient, resulting in bead sagging. In horizontal fillet welding, arcs are generated from both poles to cope with high speeds. However, since both poles do not contain ironmaking material, the bead shape was poor. On the other hand, the pore defect of the primer steel sheet was reduced compared with Comparative Example 12 using the low iron-making material wire, but was insufficient.
  • Comparative Example 14 is a two-electrode arc tandem torch system and can control the non-operation of one side electrode.
  • wires of the same kind and different diameters are mounted on both poles.
  • it is a flux-cored wire with a high steelmaking material rate
  • vertical welding by disabling the electrode with a thick wire diameter, arc stability can be improved and good welding is possible. It has become.
  • horizontal fillet welding an arc is generated from both poles to cope with a high speed, and the bead shape is good.
  • the flux cored wire with a high ironmaking rate could not be reduced so much.
  • Comparative Example 15 is a two-electrode arc tandem torch system and can control the non-operation of one side electrode.
  • wires of the same kind and different diameters are mounted on both poles.
  • it is a flux-cored wire with a low rate of steelmaking material, and in vertical welding, the electrode with a large wire diameter is deactivated, thereby improving arc stability and controlling the volume of the molten pool within an appropriate range.
  • the amount of the slag material in the wire is small, the slag formation is insufficient, so that bead dripping occurred.
  • Comparative Example 16 is a two-electrode arc tandem torch system and can control the non-operation of one side electrode.
  • wires of the same kind and different diameters are mounted on both poles. Specifically, it is a solid wire, and in vertical welding, it is possible to improve the arc stability and control the volume of the weld pool to an appropriate range by disabling the electrode with a thick wire diameter. Since the amount of slagging material was not included inside, slag formation was insufficient, and thus bead sagging occurred. In horizontal fillet welding, an arc is generated from both poles to cope with a high speed, but the bead shape was poor because no ironmaking material was included. By increasing the wire diameter of the preceding arc, the arc force increased and other welding conditions were also optimal, so only the pore defects were sufficiently suppressed.
  • Comparative Example 17 is a two-electrode arc tandem torch system and can control the non-operation of one side electrode.
  • different types of wires with the same diameter are mounted on both poles.
  • a solid wire is used for the leading electrode during horizontal fillet welding
  • a flux-cored wire with a high steelmaking material ratio is used for the trailing electrode, and the wire diameter is 1.2 mm.
  • vertical welding by generating an arc only from the electrode of the flux-cored wire, good welding was possible by optimizing the molten pool volume and forming slag.
  • horizontal fillet welding an arc is generated from both poles to cope with a high speed, and the amount of the faux material in the two electrodes is appropriate, so that the bead shape is good.
  • the wire diameter of the leading arc is thin, the arc force is insufficient, and the pore defect suppressing effect of the primer steel plate is insufficient.
  • Comparative Example 18 is a two-electrode arc tandem torch system and can control the non-operation of one side electrode.
  • different types of wires with the same diameter are mounted on both poles. Specifically, a solid wire is used for the leading electrode during horizontal fillet welding, and a flux-cored wire with a high steelmaking material rate is used for the trailing electrode, and the wire diameter is 1.6 mm.
  • horizontal fillet welding an arc is generated from both poles to cope with a high speed, and the amount of the faux material in the two electrodes is appropriate, so that the bead shape is good.
  • Comparative Example 19 is a two-electrode arc tandem torch system and can control the non-operation of one side electrode.
  • different types of wires with the same diameter are mounted on both poles.
  • a flux cored wire with a high steelmaking material rate is used for the leading electrode during horizontal fillet welding
  • a solid wire is used for the trailing electrode
  • the wire diameter is 1.2 mm.
  • vertical welding by generating an arc only from the electrode of the flux-cored wire, good welding was possible by optimizing the molten pool volume and forming slag.
  • horizontal fillet welding an arc is generated from both poles to cope with a high speed, and the amount of the faux material in the two electrodes is appropriate, so that the bead shape is good.
  • the wire diameter for the leading electrode is thin, the arc force is insufficient, and the pore defect suppressing effect of the primer steel plate is insufficient.
  • Comparative Example 20 is a two-electrode arc tandem torch system and can control the non-operation of one side electrode.
  • different types of wires with the same diameter are mounted on both poles. Specifically, a flux cored wire with a high steelmaking material rate is used for the leading electrode during horizontal fillet welding, and a solid wire is used for the trailing electrode, and the wire diameter is 1.6 mm.
  • horizontal fillet welding an arc is generated from both poles to cope with a high speed, and the amount of the faux material in the two electrodes is appropriate, so that the bead shape is good. Since a high arc force is generated using a large-diameter wire for the leading electrode, pore defects of the primer steel plate are also suppressed.
  • Comparative Example 21 is a three-electrode arc tandem torch system, in which the leading electrode and the trailing electrode generate an arc, the intermediate electrode is always arc-free, and is a resistance heating heating welding in which only wire feeding and energization are performed. (See FIG. 6).
  • inoperative control of the leading electrode and the intermediate electrode is possible. Wires of the same type and diameter are mounted on the leading electrode and the trailing electrode, and wires of different types and different diameters are mounted on the intermediate electrode.
  • the intermediate pole is melted by inserting a wire into the molten pool formed by the leading electrode and generating resistance heat and conducting heat from the molten pool.
  • the type of wire mounted on the leading electrode and the trailing electrode is a flux-cored wire with a high steelmaking material rate. Can be controlled within an appropriate range. However, since the wire diameter is slightly thick, the arc is likely to be unstable and the heat input becomes high, so that the shape is slightly inferior although it is within the acceptable range. In horizontal fillet welding, an arc is generated from both the leading and trailing electrodes, and a wire is melted and added from the intermediate electrode to cope with a high speed, and the bead shape is good. However, with the flux cored wire having a high iron-forming material ratio as the leading electrode, pore defects in the primer steel plate could not be reduced.
  • Comparative Example 22 is a three-electrode arc tandem torch system in which a leading electrode and a trailing electrode generate an arc, an intermediate electrode is always free of arc, and only a wire feed (no energization) is performed. (See FIG. 8). In addition, inoperative control of the leading electrode and the intermediate electrode is possible. Wires of different types and the same diameter are mounted on the leading electrode and the trailing electrode, and wires of different types and different diameters are mounted on the intermediate electrode. The intermediate pole is melted only by heat conduction from the molten pool by inserting a wire into the molten pool formed by the leading electrode.
  • a solid wire is used for the leading electrode at the time of horizontal fillet welding, and a flux-cored wire with a high steelmaking material rate is used for the following electrode, both of which have a wire diameter of 1.2 mm.
  • the intermediate electrode is a flux-cored wire with no addition of a faux material, and the wire diameter is 0.9 mm.

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Abstract

３次元方向に移動自在とされて溶接装置に配設された複数の溶接トーチ（２１Ａ，２１Ｂ）は、組成、及び径が互いに異なる溶接ワイヤ（２３Ａ，２３Ｂ）を備える。水平方向に溶接する際には、少なくとも２つの溶接トーチ（２１Ａ，２１Ｂ）から溶接ワイヤ（２３Ａ，２３Ｂ）を送給しながらアーク（３１）を発生させてビードを形成する。鉛直方向に溶接する際には、２つの溶接トーチ（２１Ａ，２１Ｂ）のうちいずれか１つの溶接トーチ（２１Ｂ）から溶接ワイヤ（２３Ｂ）を送給しながらアーク（３１）を発生させてビードを形成する。これにより、防錆材料が塗布された鋼板を、水平姿勢、鉛直姿勢のいずれの姿勢であっても、高品質、且つ高能率に連続して溶接することができる。

Description

ガスシールドアーク溶接システム及びガスシールドアーク溶接方法
　本発明は、ガスシールドアーク溶接システム及びガスシールドアーク溶接方法に関し、より詳細には、消耗式電極である溶接ワイヤをそれぞれ備える複数の溶接トーチによりガスシールドアーク溶接を行う、表面に防錆材料が塗布された鋼板を溶接するためのガスシールドアーク溶接システム及びガスシールドアーク溶接方法に関する。
　鋼製の船や橋梁といった構造物を製作する手順の基本は、鋼を切断し、必要に応じて曲げ、それらの部材を立体的に組み合わせて接合し、仕上塗装する。これらのステップのうち、主力の接合法としてアーク溶接法が採用されている。構造物は立体的なので、溶接姿勢は下向、水平、立向、上向など様々である。しかし、アーク溶接時に形成される溶けた鋼（溶融池）は液体なので、重力の影響を受けて不安定な動きを呈しやすい。下向、もしくは斜め下向姿勢は、重力の影響を受け難いことから、最も高能率で、溶接不良が発生し難く、溶接工程設備の基本姿勢となっている。
　例えば、図１８に示すように、大きなサイズの平面鋼板である下板１０１に、リブやスティフナと呼ばれる補強用の鋼板である縦板１０２を配置し、溶接個所Ｈを水平姿勢ですみ肉溶接することで、構造物としての剛性を向上させている。この工程は、溶接姿勢の面で、比較的容易に行うことができる。また、すみ肉溶接は、一般に溶接長が長く、高能率性が求められることから、ラインウエルダーと呼ばれる複数の溶接トーチ１０３を備える大型の水平すみ肉専用装置や、一つの溶接トーチを備える簡易な水平すみ肉専用溶接台車が適用され、能率向上に貢献している。これらの自動溶接装置によると、溶接作業者は基本的に不要となり、コストダウンが可能となる。
　特許文献１や特許文献２には、人の手では持つことが難しい複数の溶接トーチを組み合わせた、所謂、タンデム型と呼ばれるトーチシステムを装置に取り入れて、水平すみ肉溶接の高能率化が図られている。
　一方、図１９に示すように、水平姿勢の溶接箇所（水平すみ肉溶接）Ｈに比べれば、対象箇所が少なく、溶接長も短いが、立向姿勢(鉛直姿勢)での溶接とならざるを得ない溶接箇所Ｖが、不可避的に生じる。立向姿勢の溶接は、下向や水平姿勢と比べて技量的に難しく、溶接長も短いことから自動溶接装置の効果が発揮され難い。そのため、溶接作業者の手作業で溶接されることが多いのが現状である。
　溶接工程全体のコストダウンを図るため、自動化率の低い立向溶接工程の自動化に対するニーズが高い。更には、水平工程と立向工程を別々のラインで、かつ別個の溶接装置を用いて施工するのでは、時間、スペース、設備投資の点で無駄が多く、一つのスペース、且つ一つの設備で溶接したいという強い要望がある。
　このような要望を実現する最も有力な手段としては、図１９に示すように、複数の動作軸(関節)を持ち、３次元での複雑な動作が可能な溶接ロボット１１０を用いて、水平姿勢での溶接箇所Ｈと、立向姿勢での溶接箇所Ｖと、を連続的に溶接する方法がある。しかしながら、ロボット溶接は、主に、以下の理由からそれほど広く採用されていない。
　１．溶接速度が遅く、従来の２工程分割式の方が高能率である。
　２．溶接ビードの中や表面に孔が残る、ピットやブローホールと呼ばれる気孔欠陥の発生が多い。
　溶接ロボット１１０においても、１つの溶接トーチ１０３を備える溶接ロボット１１０よりも、複数の溶接トーチ１０３及び溶接ワイヤを備えるタンデム型の採用が溶接速度、作業能率の点で有利であり、このようなタンデム型溶接ロボットが、特許文献３や特許文献４に開示されている。特許文献３には、溶接個所に応じてシングルトーチとダブルトーチとに変換可能なトーチ変換方法が記載されている。また、特許文献４には、１トーチ内に２本のワイヤが送給される２電極１トーチ式のアーク溶接方法が開示されている。特許文献３、４に記載のタンデム溶接ロボットは、常に、被溶接物に下向姿勢を取らせることが可能な、建設機械や車輌などの比較的小型の構造物に採用されている。
日本国特許４９６４０２５号公報 日本国特許２６１４９６８号公報 日本国特許５０７４１８１号公報 日本国特許４８６４２３２号公報
　従来のタンデム型溶接ロボットでは、利便性や在庫管理の容易性から、同じ溶接材料が搭載されることがほとんどである。しかしながら、橋梁や造船といった大型構造物では、被溶接物を常に下向姿勢に配置することは現実的でなく、立向姿勢の溶接箇所Ｖもタンデム型トーチで溶接することが必要になる。立向姿勢での溶接の場合、重力の影響で溶融池が不安定になり易いため、同時に発生する２つのアークによって近接した２つの溶融池を形成する、或いは、１つの溶融池を形成するタンデム型トーチでは、溶融池の安定制御が極めて難しく、実用的でない。つまり、立向溶接時には、単電極溶接が必須となり、従来のタンデム式溶接ロボットは適用困難であった。
　次に、溶接材料の特性について説明する。立向溶接を高能率で行うためには、全姿勢溶接に適した溶接材料を用いる必要がある。具体的には、溶接材料としてスラグ成分を多量に含んだフラックス入りワイヤを用いる必要がある。これにより、溶接時に相対的に高融点であるスラグを溶融池表面に凝固させて、溶融池が重力の影響で垂れることを防ぎ、比較的高い電流でも安定した溶接ビードが形成される。
　しかしながら、図２０に示すように、この全姿勢溶接に適した溶接ワイヤ１０４をタンデム型トーチ１０３に適用して水平すみ肉溶接を行うと、多量のスラグ１０５が原因で気孔欠陥を発生する問題がある。造船や橋梁では、鋼板の錆び発生を防止するために、被溶接物である鋼板１００の表面に、防錆塗料であるプライマー１０９が塗布されることが多い。このプライマー１０９は、アーク熱で気化し、ガスが発生して溶融池１０６に侵入する。このとき、溶融池１０６にスラグ１０５が多いと、ガスが溶融池１０６から抜け難くなり、大量の気孔欠陥１０７や、更にはガス溝（図示せず）と呼ばれる長尺の溝が溶接金属１０８とスラグ１０５の境界に形成されて、外観が著しく劣化する問題がある。
　水平すみ肉溶接には、一般的に全姿勢用ワイヤと比較してスラグ発生量を適度に低減したフラックス入りワイヤが用いられる。このワイヤをタンデムシステムに適用すれば、水平姿勢における高速性と気孔欠陥の問題は解消されるが、立向姿勢になった場合には、図２１に示すように、スラグ１０５が不足するため、溶融池１０６が垂れ易くなり、著しく能率が低下するという他の問題が発生する。
　なお、スラグ成分が含まれていないソリッドワイヤでは、水平すみ肉溶接でのビード形状が非常に悪く、一般的な炭酸ガスによるガスシールドでは、スパッタが発生し易い。また、立向溶接では、凝固スラグによる溶融池垂れ防止機能が全くないため、非常にビードが垂れやすく、ビード垂れを防ぐために著しく溶接電流と溶接速度を下げなければならず、非能率的である。このため、ソリッドワイヤは、水平姿勢、立向姿勢のいずれでも、工業的には使用されることが少ない。
　特許文献１及び特許文献２に記載の溶接方法は、水平すみ肉溶接を目的とした溶接方法であり、立向姿勢での溶接について言及されていない。また、特許文献３及び特許文献４に記載の溶接方法は、トーチ変換方法や２電極１トーチ式溶接に関するものであり、このような従来の溶接方法では、プライマー塗布鋼板を水平姿勢、立向姿勢のいずれの姿勢でも、連続的、高能率、更に健全な品質で溶接することができなかった。
　本発明は、前述した課題に鑑みてなされたものであり、その目的は、プライマー塗布鋼板を、水平姿勢、鉛直姿勢のいずれの姿勢であっても、高品質、且つ高能率に連続して溶接することができるガスシールドアーク溶接システム及びガスシールドアーク溶接方法を提供することにある。
　本発明の上記目的は、下記の構成により達成される。
　即ち、表面に防錆材料が塗布された鋼板を溶接するためのガスシールドアーク溶接システムであって、
　消耗式電極である溶接ワイヤを送給し、シールドガスを流しながら被溶接物との間にアークを発生させて溶接する複数の溶接トーチが、それぞれ少なくとも３次元方向に移動自在に配設された溶接装置を備え、
　前記複数の溶接トーチは、前記溶接ワイヤの組成、及び、前記溶接ワイヤの径が互いに異なる２つの前記溶接トーチを少なくとも備え、
　前記溶接トーチを水平方向に進行させて溶接する際には、少なくとも前記２つの溶接トーチから前記溶接ワイヤを送給しながら前記アークを発生させてビードを形成し、
　前記溶接トーチを鉛直方向に進行させて溶接する際には、前記２つの溶接トーチのうちのいずれか１つの前記溶接トーチから前記溶接ワイヤを送給しながら前記アークを発生させてビードを形成することを特徴とする。
　また、上記ガスシールドアーク溶接システムにおいて、好ましくは、前記複数の溶接トーチは、少なくとも３つの前記溶接トーチを備え、前記溶接トーチを水平方向に進行させて溶接する際には、前記２つの溶接トーチを除く他の前記溶接トーチが、アーク、通電抵抗発熱、熱伝導のいずれかによって鋼板を溶融する。
　さらに、上記ガスシールドアーク溶接システムにおいて、好ましくは、前記鉛直方向の溶接に用いる前記溶接トーチの前記溶接ワイヤは、スラグ形成剤を、ワイヤ全重量あたり、３．０～１８．０重量％含有するフラックス入りワイヤである。
　また、上記ガスシールドアーク溶接システムにおいて、好ましくは、前記鉛直方向の溶接に用いる前記溶接トーチの前記溶接ワイヤの直径は、１．２ｍｍである。
　また、上記ガスシールドアーク溶接システムにおいて、好ましくは、前記水平方向の溶接に用いる前記２つの溶接トーチのうち、先行する前記溶接トーチの前記溶接ワイヤは、ソリッドワイヤ、又は、スラグ形成剤をワイヤ全重量あたり、２．５重量％以下含有するフラックス入りワイヤのいずれかである。
　さらに、上記ガスシールドアーク溶接システムにおいて、好ましくは、前記先行する溶接トーチの前記溶接ワイヤの直径は、１．４～２．０ｍｍである。
　また、上記ガスシールドアーク溶接システムにおいて、好ましくは、前記水平方向の溶接に用いる前記２つの溶接トーチのうち、後行する前記溶接トーチの前記溶接ワイヤは、スラグ形成剤を、ワイヤ全重量あたり、３．０～１８．０重量％含有するフラックス入りワイヤであり、前記後行する溶接トーチは、前記鉛直方向の溶接に用いられる。
　また、上記ガスシールドアーク溶接システムにおいて、好ましくは、前記水平方向の溶接に用いる前記２つの溶接トーチのうち、先行する前記溶接トーチの前記溶接ワイヤは、後行する前記溶接トーチの前記溶接ワイヤよりも直径が大きい。
　また、上記ガスシールドアーク溶接システムにおいて、好ましくは、水平すみ肉溶接を行う前記２つの溶接トーチにおいて、先行する前記溶接トーチのトーチ角度が、下板に対して２０～４０°に設定され、後行する前記溶接トーチのトーチ角度が、前記下板に対して４２～６０°に設定される。
　また、上記ガスシールドアーク溶接システムにおいて、好ましくは、水平すみ肉溶接を行う前記２つの溶接トーチにおいて、先行する前記溶接トーチのシールドノズルは、円筒状の先端部の一部が斜めにカットされて形成され、前記水平すみ肉溶接を行う際には、前記シールドノズルは、該カットされた面を下板に向けて配置される。
　また、上記ガスシールドアーク溶接システムにおいて、好ましくは、前記鉛直方向の溶接の際に使用しない前記溶接トーチは、前記溶接ワイヤの送給方向に前進・後退可能である。
　また、上記ガスシールドアーク溶接システムにおいて、好ましくは、前記鉛直方向の溶接の際に使用しない前記溶接トーチは、溶接線に対して回転可能である。
　さらに、上記ガスシールドアーク溶接システムを用いたガスシールドアーク溶接方法であって、水平すみ肉溶接する際、先行する前記溶接トーチの前記溶接ワイヤに印加する電流は、３８０Ａ以上であり、且つ、前記アークの発生状態が埋もれアークとなるように、電流／電圧が１２．０以上、且つ１８．０以下に調整されることを特徴とする。
　また、上記ガスシールドアーク溶接方法であって、好ましくは、前記水平すみ肉溶接する際、後行する前記溶接トーチの前記溶接ワイヤに印加する電流及び電圧は、埋もれアークにならないように、電流／電圧が８．０以上、且つ１１．０以下に調整される。
　なお、「後行する溶接トーチ」とは、先行する溶接トーチに対して後行する、アークを発生させる溶接トーチを意味し、例えば、本実施形態の「中間極」又は「後行極」を指す。
　本発明のガスシールドアーク溶接システムによれば、３次元方向に移動自在とされて溶接装置に配設された複数の溶接トーチは、組成、及び径が互いに異なる溶接ワイヤを備え、水平方向に溶接する際には、少なくとも２つの溶接トーチから溶接ワイヤを送給しながらアークを発生させてビードを形成し、鉛直方向に溶接する際には、いずれか１つの溶接トーチから溶接ワイヤを送給しながらアークを発生させてビードを形成するので、水平姿勢、鉛直姿勢のいずれの姿勢であっても、高品質、且つ高能率に連続して溶接することができる。
　また、本発明のガスシールドアーク溶接方法によれば、水平すみ肉溶接する際、先行する溶接トーチの溶接ワイヤに印加する電流は、３８０Ａ以上であり、且つ、アークの発生状態が埋もれアークとなるように、電流／電圧が１２．０以上、且つ１８．０以下に調整され、後行する溶接トーチの溶接ワイヤに印加する電流及び電圧は、埋もれアークにならないように、電流／電圧が８．０以上、且つ１１．０以下に調整されるので、先行する溶接トーチによる埋もれアークの強いアーク力によって気化ガスを溶融池から円滑に排出し、更に、後行する溶接トーチのアーク長が長く、埋もれアークでないアークによって、埋もれアークで生じた凸状のビード形状を安定して修正して、外観の優れたビードを形成することができる。
本発明に係る溶接システムの概略構成を示す斜視図である。 ２電極式システムの構成図である。 ２電極式システムによる溶接状態を示す模式図である。 凝固スラグ層によって溶融池のビード形状を整える状態を示す模式図である。 先行極、及び後行極に添加されるスラグ形成剤率の好ましい範囲を示すグラフである。 トーチ角が異なる先行極及び後行極によって水平すみ肉溶接する状態を示す斜視図である。 先端側の一部が斜めにカットされたシールドノズルを示す、上面図、平面図、側面図、及び下面図である。 図７に示すシールドノズルのカット面が下板に向けて設置されて水平すみ肉溶接される状態を示す模式図である。 水平すみ肉溶接における脚長を示す斜視図である。 立向溶接における脚長を示す斜視図である。 水平すみ肉溶接における先行極のアークの電流／電圧比と、後行極のアークの電流／電圧比との関係を示すグラフである。 立向溶接時に、先行極が後方に退避する状態を示す斜視図である。 立向溶接時に、先行極が後行極の軸線と同じ方向に回転して退避する状態を示す斜視図である。 第１の変形例に係る３電極式システムの構成図である。 第２の変形例に係る中間極が通電抵抗発熱極とされた３電極式システムの構成図である。 第３の変形例に係る後行極が通電抵抗発熱極とされた３電極式システムの構成図である。 第４の変形例に係る中間極が熱伝導極とされた３電極式システムの構成図である。 第５の変形例に係る後行極が熱伝導極とされた３電極式システムの構成図である。 ２つの溶接トーチにより水平すみ肉溶接する状態を示す斜視図である。 溶接ロボットにより水平すみ肉溶接と立向溶接とを連続して行う状態を示す斜視図である。 タンデム型トーチで水平すみ肉溶接を行う場合の溶接作用の説明図である。 立向溶接時にスラグ成分が不足して、溶融池が垂れる状態を示す斜視図である。
　以下、本発明の一実施形態に係るガスシールドアーク溶接システム及びガスシールドアーク溶接方法を図面に基づいて詳細に説明する。
　図１は、本発明の一実施形態に係る、水平方向の溶接と鉛直方向の溶接が共に可能なガスシールドアーク溶接システムの概略斜視図である。なお、鉛直方向とは重力作用方向と同意であるが、溶接工学的には４５°以上の傾斜角を持った溶接線は鉛直方向と同じ扱いである。
　図１に示すように、溶接システム１０は、基台１１上を溶接線方向と平行なＸ方向に移動可能に配設された門型のＸ可動台１２と、Ｘ可動台１２の連結バー１３上をＸ方向と直交するＹ方向、及びＸ、Ｙ方向と直交するＺ方向に移動可能に配設されたＹＺ可動部１４と、ＹＺ可動部１４に固定された多関節ロボット１６と、を備える。
　多関節ロボット１６は、少なくとも３関節、好ましくは、５～７関節を備えた腕１７を有し、該腕１７の先端部に複数（本実施形態では、２つ）の溶接トーチ２１を備えるトーチシステム２０が配設されている。多関節ロボット１６は、一般的に、円方向に稼働する関節を複数備えることで、平行移動の動きを実現する。また、関節の一部は、スライダーと呼ばれる平行移動機能を有するものによって構成されてもよい。これにより、溶接トーチ２１は、その溶接姿勢が任意の姿勢を取り得るように、３次元的に移動可能となっている。
　本実施形態のトーチシステム２０は、水平方向の溶接と鉛直方向の溶接（即ち、本実施形態では、水平すみ肉溶接と立向溶接）の２つの溶接を可能とすべく、少なくとも２つの溶接トーチ２１（２１Ａ、２１Ｂ）を備え、それぞれ機能を分担して溶接する。具体的に、図２の２電極式のタンデムトーチシステム２０において、水平すみ肉溶接する際には、第１の溶接トーチ２１Ａを先行する溶接トーチ、第２の溶接トーチ２１Ｂを後行する溶接トーチとし、２つの溶接トーチ２１Ａ、２１Ｂの２本の溶接ワイヤ２３Ａ、２３Ｂで同時に溶接する。また、立向溶接する際には、２つの溶接トーチ２１のいずれか一方の溶接ワイヤ２３で溶接が行われる。
　２つの溶接トーチ２１のうち、第１の溶接トーチ２１Ａは、第２の溶接トーチ２１Ｂが取り付けられる腕１７の先端部に、溶接ワイヤの送給方向に前進・後退可能な機構（図１１参照）と、溶接線に対して回転可能な機構（図１２参照）の少なくとも一方の機構を介して取り付けられている。
　また、溶接システム１０は、Ｘ可動台１２、ＹＺ可動部１４、多関節ロボット１６、及び溶接トーチ２１を、溶接に最適な位置や姿勢に制御する姿勢制御部と、各溶接トーチ２１に給送する溶接ワイヤの給送速度や、各溶接トーチ２１の溶接電流などを制御する溶接制御部と、シールドガス供給装置から各溶接トーチ２１に供給されるシールドガスの供給量を制御するガス制御部と、を有する不図示の制御装置を備えている。
　本実施形態に用いられるシールドガスとしては、ＣＯ２、Ａｒ、Ｈｅといった一般的なガス種を単品又は混合して適用することが可能であるが、コストメリットが高く、かつ強いアーク力を発生するＣＯ２ガスが好適である。
　図２を参照して、各溶接トーチ２１（２１Ａ，２１Ｂ）は、シールドガスが供給される略筒状のシールドノズル２２（２２Ａ，２２Ｂ）と、シールドノズル２２の内部に配置されたコンタクトチップ２４（２４Ａ，２４Ｂ）と、コンタクトチップ２４に保持されて溶接電源装置１８Ａ、１８Ｂからの溶接電流が給電される消耗式電極である溶接ワイヤ２３（２３Ａ，２３Ｂ）と、を備える。溶接トーチ２１は、溶接ワイヤ２３を送給し、シールドガスを流しながら、被溶接物である、プライマー１０９が表面に塗布された鋼板１００との間にアーク３１を発生させることで、該鋼板１００を溶接する。
　各溶接トーチ２１に送給される溶接ワイヤ２３は、異なる組成、且つ、異なる径の溶接ワイヤ２３となっている。即ち、水平すみ肉溶接を行う溶接ワイヤ２３と、立向溶接を行う溶接ワイヤ２３との、最適な組合せが可能となる組成及び径の溶接ワイヤ２３が選択される。なお、ここで言うワイヤ組成とは、ソリッドワイヤとフラックス入りワイヤとの形態の差異、及びフラックス入りワイヤにおけるフラックス組成の差異の両方を意味する。
　図３に示すように、水平すみ肉溶接時に、鋼板１００の表面に塗布されたプライマー１０９の蒸発に伴う気孔欠陥の発生を防ぐには、蒸発したガス３７の円滑な離脱促進が重要である。そのためには、ｉ）アーク直下での深い溶込みによる空隙形成、ｉｉ）蓋の役目をして蒸発したガス３７の排出を阻害するスラグをできるだけ少なくする、ｉｉｉ）アーク直下の溶融池３６の厚さを薄くする、ことが重要である。また、複数の溶接ワイヤ２３Ａ，２３Ｂにより溶融池３６を形成するタンデム溶接法において、プライマー１０９の蒸発ガス３７が溶融池３６から外部に離脱できるのは、先行極（先行する第１の溶接トーチ２１Ａの溶接ワイヤ２３Ａ）のアーク３１Ａ直下のみであり、２極目以降のアーク３１Ｂはこの作用を持っていない。
　そこで、先行極の溶接ワイヤ２３Ａには、深い溶込みが得られ、スラグ量も非常に少ないソリッドワイヤ、若しくはスラグ形成剤（以後、「造宰材」とも言う）をワイヤ全重量あたり、２．５重量％以下含有するフラックス入りワイヤが適用される。フラックス入りワイヤとしては、図５に示すように、スラグ形成剤を全く含まないか、最大でもスラグ形成剤のワイヤ重量比は２．５％にするのが望ましい。より好ましくは、１．５％以下とするのがよい。例えば、フラックスの対ワイヤ重量比が２５．０％、フラックス中のスラグ形成剤重量比が１０．０％の場合、スラグ形成剤のワイヤ重量比は２．５％となる。
　また、アーク直下の溶融池３６の厚さを薄くするためには、強いアーク力が必要である。溶接ワイヤ２３へのスラグ形成剤の添加は、アーク力を弱め、アーク直下の溶融池３６の厚さを薄くする作用を弱めると共に、スラグ３５を発生させてしまう。従って、水平すみ肉溶接において気孔欠陥に大きな影響を及ぼす先行極の溶接ワイヤ２３Ａには、上述したスラグ形成剤量が少ない溶接ワイヤ２３が望ましい。
　先行極の溶接ワイヤ２３Ａにおいて、ソリッドワイヤやフラックス入りワイヤのフープ (外周の鋼帯)の組成、スラグ形成剤以外のフラックス成分は、一般的な溶接ワイヤに用いられるものが使用できる。例えば、溶接部に要求される強度や靱性といった機械的性能に応じて調整可能であり、ソリッドワイヤでは、Ｃ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｓ、Ｔ、Ｍｏ、Ａｌといった合金元素が必要量添加される。また、フラックス入りワイヤのフープには、軟鋼が用いられることが多い。一方、フラックスには、スラグ形成剤以外にＣ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｔｉ、Ｍｏ、Ａｌ、Ｋ、Ｎａ、Ｃａ、Ｆといった非酸化の単一物質や結合物質が添加される。
　また、水平すみ肉溶接の際、このスラグ形成剤の含有量が少ない先行極の溶接ワイヤ２３Ａは、スラグ３５によるビード形状の改善作用を有していないことから、そのままではビード形状が著しく劣る。そこで、後行極（後行する第２の溶接トーチ２１Ｂの溶接ワイヤ２３Ｂ）の溶接ワイヤ２３Ｂには、スラグ源であるスラグ形成剤を多く含有させ、溶融池３６が凝固し始めるアーク後方(進行方向に対し逆方向)で溶融池３６に凝固スラグ層３５を形成させる。これにより、溶融池３６の垂れ落ちを防ぎ、ビード形状を整えることができる（図４参照）。
　先行極の溶接ワイヤ２３Ａは、スラグ形成剤を含まない、若しくはスラグ形成剤が少量であるので、後行極の溶接ワイヤ２３Ｂと融合することで適切なスラグ量になるように、後行極の溶接ワイヤ２３Ｂは、スラグ形成剤量を多く添加する必要がある。
　また、後行極の溶接ワイヤ２３Ｂにスラグ形成剤を多量に含有させて凝固スラグ層を形成することは、溶融池３６に対して重力の影響が大きい立向溶接の際、後行極のみで立向溶接すれば、ビード垂れを防ぐことができ、有利である。なお、立向溶接では、溶融池３６が鉛直下方に下がり、アーク直下に溶融池３６やスラグ３５が貯まらないため、スラグ量が多くてもプライマー気化ガスによる気孔欠陥の発生はほとんどなく、問題はない。
　なお、便宜上、立向溶接の際にも、使用する溶接トーチ２１の溶接ワイヤ２３に応じて、「先行極」或いは「後行極」の表現を用いて説明する。
　立向溶接では、溶融池３６が重力の作用を強く受けて、非常に垂れ落ちやすいため、凝固スラグ層３５で溶融池３６を支える必要がある。従って、スラグ３５は、溶融池３６よりも高融点であり、且つ溶融池３６から浮上するように低密度である必要があり、一般的に酸化物で構成される。スラグ源となるスラグ形成剤が、ワイヤ重量に対し３．０％未満だと、スラグ３５で溶融池３６表面を覆うことができない、或いは、覆うことができても薄くて脆弱なため、溶融池３６の垂れを防ぐことができない。ワイヤ重量に対するスラグ形成剤の好ましい範囲は３．０重量％以上であり、より好ましい範囲は４．５重量％以上である。
　一方、スラグ形成剤が１８．０重量％を超えると、スラグ源が多すぎて浮上しきれず、溶融池３６内に残留して、スラグ巻欠陥になり易くなる。したがって、スラグ形成剤は、３．０～１８．０重量％にする必要がある。より好ましい範囲は、４．５～１５．０重量％の範囲である（図５参照）。
　なお、スラグ形成剤には、Ｔｉ酸化物が最も多く使われる。その他にもＺｒ酸化物、Ｓｉ酸化物、Ｍｎ酸化物もスラグ形成剤になり得る。フラックス入りワイヤは、構造上、フープやシースと呼ばれる断面外側の鋼部分と、断面中心側のフラックス部分とで構成されるが、スラグ形成剤は鋼部分には添加することができず、フラックス部分に添加される。
　例えば、フラックスの対ワイヤ重量比が１０重量％、フラックス中のスラグ形成剤重量比が３０重量％であれば、スラグ形成剤のワイヤ重量比は重量３．０％となる。或いは、フラックスの対ワイヤ重量比が３０．０重量％、フラックス中のスラグ形成剤重量比が６０．０重量％であれば、スラグ形成剤のワイヤ重量比は１８．０重量％となる。
　後行極の溶接ワイヤ２３Ｂにおいて、フラックス入りワイヤのフープやスラグ形成剤以外のフラックス成分としては、一般的な溶接ワイヤに用いられるもので自由に構成することができ、例えば、溶接部に要求される強度や靱性といった機械的性能に応じて調整することができる。フープには軟鋼が用いられることが多い。一方、フラックスには、スラグ形成剤以外にＣ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｔｉ、Ｍｏ、Ａｌ、Ｋ、Ｎａ、ＣＡ、Ｆといった非酸化の単一物質や結合物質が添加される。
　また、第１の溶接トーチ２１Ａの溶接ワイヤ２３Ａの直径は、１．４～２．０ｍｍとし、第２の溶接トーチ２１Ｂの溶接ワイヤ２３Ｂの直径は、１．２ｍｍであることが好ましい。
　プライマー鋼板を水平すみ肉溶接する場合、アーク直下の溶融池３６の厚さを薄くするためには、強いアーク力が必要であり、先行極の溶接ワイヤ２３Ａのワイヤ径が太いことが望ましい。ワイヤ径を１．４ｍｍ以上にすると気孔欠陥防止に有効である。しかし、ワイヤ径が２．０ｍｍを超えると、アーク力がさらに強くなる長所があるものの、溶接ワイヤ２３の剛性が強くなりすぎて、ワイヤ送給抵抗が高くなり、送給障害を起こす可能性があるので、２．０ｍｍを上限とする。
　立向溶接では、溶接電流は、水平すみ肉姿勢に比べて高くすることはできず、低くする必要がある。低電流でのアークの安定性は、ワイヤ径が細い方が優れており、後行極の溶接ワイヤ２３Ｂの直径は、１．２ｍｍが最適である。１．２ｍｍを超えるとアーク３１の安定性が悪くなり、大粒のスパッタ３２が多量に発生する。一方、溶接ワイヤ２３Ｂの直径が、１．２ｍｍより小さいと、水平すみ肉溶接、立向溶接で共に溶接能率が低下する。
　したがって、後行極の溶接ワイヤ２３Ｂのワイヤ径は、先行極の溶接ワイヤ２３Ａのワイヤ径より相対的に細径とするのが望ましく、立向溶接には、後行極の溶接ワイヤ２３Ｂを用いるのが、より望ましい。
　また、水平すみ肉溶接の際、上述した深い溶込みを得るには、溶接ワイヤ２３Ａの組成のみに依存するのではなく、高い溶接電流と、短いアーク長とを両立させることで可能となる。このような電流、電圧条件で発生するアーク形態は、一般的に埋もれアークと呼ばれ、被溶接物１００となる母材鋼板の表面より深い位置でアーク３１Ａを発生させる。埋もれアークにすると、不可避的に発生するアーク不安定に伴うスパッタ３２が飛散することがなく、埋もれている空間の周囲に形成される溶融池３６にスパッタ３２が飛び込むだけなので、結果的にスパッタ３２は少なくなる。
　更に、先行極の溶接トーチ２１Ａのアーク３１Ａを埋もれアーク状態とすれば、アーク直下の溶融池３６の厚さを薄くする上でも有効である。図６に示すように、水平に配置した下板１０１に縦板１０２を溶接する水平すみ肉溶接の場合、溶接部が縦板１０２の端面となる縦板１０２にアーク力を集中させると、端部は熱容量が小さく温度が上がり易いので容易に溶融し、埋もれアークが発生し易い。従って、先行極の溶接トーチ２１Ａのトーチ角度αは、できるだけ水平に近い状態にするのが良い。トーチ角度αが２０°未満の角度では、シールドノズル２２Ａが下板１０１と干渉し、物理的に安定移動させるのが難しくなる。また、ビード形状も不等脚（図９Ａ参照）になり易い。
　一方、先行極の溶接トーチ２１Ａのトーチ角度αが４０°を超えると、アーク熱は縦板１０２の端部だけでなく、熱容量の大きな下板１０１にも多く分配されて、埋もれアークを安定して発生させるのが困難となり、気孔欠陥が増加する傾向がある。従って、先行極の溶接トーチ２１Ａのトーチ角度αは、２０～４０°とするのが望ましい。
　後行極の溶接トーチ２１Ｂのアーク３１Ｂは、プライマー分解ガスの排出の役割はなく、ビード形状の適正化を行う。先行極の溶接トーチ２１Ａのトーチ角度αは、２０～４０°であるため、溶融池３６は縦板１０２側に偏って形成される。このため、後行極の溶接トーチ２１Ｂのトーチ角度βが４２°未満であると、縦板１０２側への偏りが修正されず、溶融池３６が縦板１０２側に偏ったままとなる。後行極の溶接トーチ２１Ｂのトーチ角度βを４２°以上の角度とすることで、図９Ａに示すように、上脚長Ｌ１と下脚長Ｌ２とのバランスが良いビードを形成することが可能となる。しかし、後行極の溶接トーチ２１Ｂのトーチ角度βが６０°を超えると、下板１０１側に偏ってビード形成されてしまう。従って、後行極の溶接トーチ２１Ｂのトーチ角度βは、４２～６０°とするのが好ましい。
　ところで、溶接トーチ２１の最も外側に位置するシールドノズル２２は、径が大きいため、トーチ角度を小さくすると下板１０１と接触しやすい。先行する溶接トーチ２１Ａのトーチ角度αを２０°未満にしたとき、シールドノズル２２Ａと下板１０１との干渉を防止するためには、シールドノズル２２Ａをできるだけ細径とするのが望ましい。しかし、細径のシールドノズル２２Ａは、長時間溶接していると、発生したスパッタ３２が先端につまり、閉塞してシールド不良を引き起こす可能性がある。
　そこで、図７及び図８に示すように、一般的な円筒形、或いは、やや先細の円筒形のシールドノズル２２の先端２２ｄ側の一部を斜めにカットし、カット面２２ｅを下板１０１に向けて設置すれば、大きな開口部を確保し、且つ下板１０１との干渉が防止されて安定して溶接することができる。
　また、気孔欠陥を発生させずにプライマー鋼板を溶接するには、強いアーク力を集中させて埋もれアーク状態とし、先行極のアーク３１Ａ直下の溶融池３６の厚さを薄くして、プライマーの蒸発ガス３７を円滑に排出することが有効である。また、埋もれアークとするには、上述した溶接ワイヤ２３の種類や組成、ワイヤ径、トーチ角度α以外にも、電流と電圧の適切な設定管理も重要である。電流が高くなるほど強いアーク力が発生し、３８０Ａ以上の電流で埋もれアークになり易い。電流の上限は特にないが、一般的に溶接電源の容量が事実上の上限となる。
　図１０は、水平すみ肉溶接における先行極のアークの電流／電圧比と、後行極のアークの電流／電圧比との関係を示すグラフである。電流一定にした場合、電圧が高いと埋もれアークにはならず、電圧が低いほどアーク３１が集中して埋もれアークが安定化する。先行極では、電流／電圧比が１２．０以上になると埋もれアークになる。しかし、電流／電圧比が１８．０を超えるとアーク３１が維持できず、溶接ワイヤ２３の先端と被溶接物１００が短絡してしまい溶接困難になる。従って、先行極の電流／電圧比は、１２．０～１８．０の範囲が好適である。
　また、後行極の役割は、溶接金属の断面積不足を補うために溶接ワイヤ２３を必要量挿入すると共に、先行極の埋もれアークに伴って発生する凸形状のビード形状を、平坦で馴染み性のよい形状に修正することである。アーク長が短い埋もれアークでは、溶融池３６が広がらず、ビード形状を修正できない。アーク長は、長いほど形状改善効果が高く、それは一定電流に対して電圧が高いことを意味している。図１０に示すように、後行極の電流／電圧が１１．０を超えるとビード形状を修正できなくなるので、電流／電圧は１１．０以下とするのが望ましい。しかし、電流／電圧が８．０未満ではアーク３１が維持できなくなり、安定したビード形成ができなくなる。従って、後行極の電流／電圧の値は、８．０～１１．０とするのが望ましい。
　したがって、本実施形態では、水平すみ肉溶接では、複数の異なった機能の溶接ワイヤ２３Ａ，２３Ｂを組み合わせ、先行極の溶接ワイヤ２３Ａ及び後行極の溶接ワイヤ２３Ｂの両極からアーク３１を発生させて溶接することで、高能率かつ欠陥のない溶接を可能としている。
　また、立向溶接では、スラグ形成剤を多く含む後行極の溶接ワイヤ２３Ｂによる１電極でのアーク溶接とすることで、溶融池３６の体積を適度に抑制すると共に、溶融池３６の垂れを防止することができる。
　このように、１つの溶接トーチ２１Ｂによりスラグ形成剤を多く含む溶接ワイヤ２３Ｂを用いて立向溶接することで、図９Ａに示す、水平すみ肉溶接時に形成されるスラグ厚さよりも、図９Ｂに示す、立向溶接時に形成されるスラグ厚さを大きくすることが可能となり、単一の溶接システム１０で、水平すみ肉溶接と立向溶接をそれぞれ好適な条件で、高能率に溶接することができる。
　また、後行極の溶接トーチ２１Ｂのみからアーク発生させて立向溶接する際、先行極の溶接トーチ２１Ａが、物理的に邪魔になる場合がある。そこで、上述した、図１１や図１２に示すように、立向溶接時には、使用しない先行極の溶接トーチ２１Ａを、回転又は後方に退避させ、水平すみ肉溶接時には、反対方向に回転又は前進させて元の位置に復帰させる。これにより、１台の溶接システム１０で水平すみ肉溶接及び立向溶接を効率的に行うことができる。
　以上説明したように、本実施形態のガスシールドアーク溶接システム１０によれば、３次元方向に移動自在とされて溶接装置に配設された複数の溶接トーチ２１は、組成、及び径が互いに異なる溶接ワイヤ２３を備え、水平すみ肉溶接する際には、少なくとも２つの溶接トーチ２１から溶接ワイヤ２３を送給しながらアーク３１を発生させてビードを形成し、立向溶接する際には、後行極の溶接ワイヤ２３Ｂを送給しながらアーク３１を発生させてビードを形成するので、水平姿勢、立向姿勢のいずれの姿勢であっても、高品質、且つ高能率に連続して溶接することができる。
　また、本実施形態のガスシールドアーク溶接方法によれば、水平すみ肉溶接する際、先行極の溶接ワイヤ２３Ａに印加する電流は、３８０Ａ以上であり、且つ、アーク３１Ａの発生状態が埋もれアークとなるように、電流／電圧が１２．０以上、且つ１８．０以下に調整され、後行極の溶接ワイヤ２３Ｂに印加する電流及び電圧は、埋もれアークにならないように、電流／電圧が８．０以上、且つ１１．０以下に調整されるので、埋もれアークである先行する溶接トーチ２１Ａの強いアーク力によって蒸発ガス３７を溶融池３６から円滑に排出し、更に、後行する溶接トーチ２１Ｂのアーク長が長く、埋もれアークでないアーク３１Ｂによって、埋もれアークで生じた凸状のビード形状を安定して修正して、外観の優れたビードを形成することができる。
　また、水平方向の溶接に用いる２つの溶接トーチ２１Ａ，２１Ｂのうち、先行する溶接ワイヤ２３Ａは、ソリッドワイヤ、又は、スラグ形成剤をワイヤ全重量あたり、２．５重量％以下含有するフラックス入りワイヤのいずれかであるので、スラグ３５の発生を抑制することができ、蒸発ガス３７を効果的に溶融池３６外に排出して、気孔欠陥の発生を防止することができる。
　更に、先行する溶接トーチ２１Ａの溶接ワイヤ２３Ａの直径は、１．４～２．０ｍｍであるので、強いアーク力を発生させてアーク直下の溶融池３６の厚さを薄くすることができ、水平すみ肉溶接の際の気孔欠陥を防止することができる。
　また、水平方向の溶接に用いる２つの溶接トーチ２１Ａ，２１Ｂのうち、後行する溶接トーチ２１Ｂの溶接ワイヤ２３Ｂは、スラグ形成剤を、ワイヤ全重量あたり、３．０～１８．０重量％含有するフラックス入りワイヤであり、鉛直方向の溶接に用いられるので、１つの溶接システム１０により、水平姿勢、立向姿勢のいずれの姿勢であっても、高品質、且つ高能率に連続して溶接することができる。
　更に、水平方向の溶接に用いる２つの溶接トーチ２１Ａ，２１Ｂのうち、先行する溶接ワイヤ２３Ａは、後行する溶接ワイヤ２３Ｂよりも直径が大きいので、先行する溶接ワイヤ２３Ａで強いアーク力を発生させてアーク直下の溶融池３６の厚さを薄くすることで、気孔欠陥を防ぐことができる。
　また、水平すみ肉溶接を行う際、先行する溶接トーチ２１Ａのトーチ角度αが、下板１０１に対して２０～４０°に設定され、後行する溶接トーチ２１Ｂのトーチ角度βが、下板１０１に対して４２～６０°に設定されるので、先行する溶接トーチ２１Ａのアーク３１Ａを埋もれアーク状態として気孔欠陥を防止すると共に、上脚長Ｌ１と下脚長Ｌ２とのバランスが良いビードを形成することができる。
　また、水平すみ肉溶接を行う２つの溶接トーチ２１Ａ，２１Ｂにおいて、先行する溶接トーチ２１Ａのシールドノズル２２Ａは、円筒状の先端２２ｄの一部が斜めにカットされて形成され、該カット面２２ｅが下板１０１に向けて配置されて水平すみ肉溶接を行うので、トーチ角を小さくしても、大きな開口部を確保し、且つ下板１０１との干渉が防止されて安定して溶接することができる。
　また、鉛直方向の溶接に用いる溶接ワイヤ２３Ｂは、スラグ形成剤を、ワイヤ全重量あたり、３．０～１８．０重量％含有するフラックス入りワイヤであるので、形成される凝固スラグ層３５により、重力による溶融池３６の垂れ落ちを防止して、安定して立向溶接することができる。
　更に、鉛直方向の溶接に用いる溶接ワイヤ２３Ｂの直径は、１．２ｍｍであるので、低電流でのアークの安定性が優れており、溶融池３６の体積の過大な形成が防止される。
　また、鉛直方向の溶接の際に使用しない溶接トーチ２１Ａは、溶接ワイヤ２３Ａの送給方向に前進・後退可能であるので、立向溶接の際、使用しない溶接トーチ２１Ａが立向溶接の障害となる虞がない。
　また、鉛直方向の溶接の際に使用しない溶接トーチ２１Ａは、溶接線に対して回転可能であるので、立向溶接の際、使用しない溶接トーチ２１Ａが立向溶接の障害となる虞がない。
　尚、本発明は、前述した実施形態に限定されるものではなく、適宜、変形、改良、等が可能である。
　トーチシステム２０が備える溶接トーチ２１の個数の上限は制限されず、使いやすさの点から、一般的には２個（２電極）が最適であるが、以下の変形例に示すように、３個（３電極）も実用的に許容される。
　図１３～図１７は、３電極から構成される３つの溶接トーチを持った溶接システムの構成図である。図１３に示す第１の変形例の溶接システム１０Ａは、溶接電源装置１８Ａ，１８Ｂ，１８Ｃから３電極の溶接ワイヤ２３（先行極の溶接ワイヤ２３Ａ、中間極の溶接ワイヤ２３Ｃ、及び後行極の溶接ワイヤ２３Ｂ）にそれぞれ溶接電流を供給して、３本の溶接ワイヤ２３Ａ、２３Ｂ、２３Ｃと、被溶接物１００との間にアーク３１を発生させて溶接する全アーク法の溶接システムである。
　図１４に示す第２の変形例の溶接システム１０Ｂは、溶接電源装置１８Ａ，１８Ｂから先行極の溶接ワイヤ２３Ａ及び後行極の溶接ワイヤ２３Ｃにそれぞれ溶接電流を供給して、溶接ワイヤ２３Ａ、２３Ｂと被溶接物１００との間にアーク３１を発生させると共に、中間極の溶接ワイヤ２３Ｃを送給しながら被溶接物１００との間に溶接電源装置１８Ｃから定電流通電し、アークを発生させることなく、溶接ワイヤ２３Ｂの電気抵抗による発熱と、溶融池３６からの熱伝導で溶接ワイヤ２３Ｂを溶融させて溶接する、所謂、通電抵抗発熱法を採用している。
　図１５に示す第３の変形例の溶接システム１０Ｃは、溶接電源装置１８Ａ，１８Ｃから先行極の溶接ワイヤ２３Ａ及び中間極の溶接ワイヤ２３Ｃにそれぞれ溶接電流を供給して、溶接ワイヤ２３Ａ、２３Ｃと被溶接物１００との間にアーク３１を発生させると共に、後行極の溶接ワイヤ２３Ｂを送給しながら溶接電源装置１８Ｂから定電流通電する通電抵抗発熱法の溶接システムである。
　図１６に示す第４の変形例の溶接システム１０Ｄは、溶接電源装置１８Ａ，１８Ｃから先行極の溶接ワイヤ２３Ａ及び後行極の溶接ワイヤ２３Ｂにそれぞれ溶接電流を供給して、溶接ワイヤ２３Ａ、２３Ｂと被溶接物１００との間にアーク３１を発生させると共に、溶接ワイヤ２３Ｃは通電せずに送給のみ行い、溶融池３６からの熱伝導だけで溶接ワイヤ２３Ｃを溶融させて溶接する、所謂、熱伝導法の溶接システムである。アーク発生法及び通電抵抗発熱法の溶接システムは、溶接電源装置１８を必要するが、この熱伝導法の溶接システムによると、溶接電源装置１８を必要としない。
　また、図１７に示す第５の変形例の溶接システム１０Ｅは、先行極の溶接ワイヤ２３Ａ及び中間極の溶接ワイヤ２３Ｃと被溶接物１００との間にアーク３１を発生させ、後行極の溶接ワイヤ２３Ｂを溶融池３６からの熱伝導だけで溶融させる熱伝導法の溶接システムである。
　なお、３電極システムにおいて、溶接ワイヤ２３の溶融速度は、アーク発生法が最も速く高能率であり、次に、通電抵抗発熱法、最も溶融速度が遅いのが熱伝導法である。
　このように、図１３～図１７に示す、３つの溶接トーチ２１を備える溶接システム１０Ａ～１０Ｅで水平すみ肉溶接する際には、アークを発生する２つの溶接トーチ２１を除く他の溶接トーチ２１が、アーク、通電抵抗発熱、熱伝導のいずれかによって鋼板を溶融する。したがって、被溶接物１００、溶接部位、溶接強度、ビード形状などの溶接条件に応じて最適な溶接システム１０の選択が可能となる。
　また、３電極システムにおいて、後行極の溶接トーチ２１Ｂが通電抵抗発熱極、或いは熱伝導極となり、中間極の溶接トーチ２１Ｃがアークを発生する場合（図１５、図１７参照）、中間極の溶接トーチ２１Ｃを本発明の後行する溶接トーチとする。
　本発明の効果を確認するため、本発明の溶接システムに係る実施例と、該実施例と比較する比較例について説明する。実施例及び比較例ともに、膜厚３０μｍのプライマーを塗布した板厚１２ｍｍの一般炭素鋼板を用い、水平すみ肉溶接と立向溶接とを同一の溶接システムを用いて溶接した。
　トーチシステムは、１～３電極式を用い、６軸関節の溶接ロボット(マニピュレータ)の先端に搭載した。また、６軸関節とは別に、先行極の溶接トーチのみを回転させる機構を設け、立向溶接の際に使用した。水平姿勢溶接の溶接速度は、８００ｍｍ/ｍｉｎとし、溶接ビードの脚長Ｌ１，Ｌ２（図９Ａ参照）は、６～７ｍｍを目標とした。また、立向姿勢溶接の溶接速度は、１５０ｍｍ/ｍｉｎとし、溶接ビードの脚長Ｌ３，Ｌ４（図９Ｂ参照）は、７～８ｍｍになるように調整した。
　溶接ワイヤは、ソリッドワイヤとフラックス入りワイヤとを適時組み合わせて使用した。ソリッドワイヤは、一般に炭素鋼用として広く流通しているＪＩＳ Ｚ３３１２ＹＧＷ１１に適合する組成とした。フラックス入りワイヤは、酸化チタンを主成分とする、一般にルチールと呼称される鉱物をスラグ形成剤として用いたものを使用した。フープ組成としては、合金成分を積極的に無添加とした軟鋼材を適用した。スラグ形成剤以外は、一般に炭素鋼用として広く流通しているＪＩＳ Ｚ３３１３ Ｔ４９Ｊ０Ｔ１-１ＣＡ-Ｕと同等になるようにＣ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ａｌの合金量、さらにアーク安定化物質としてＫ化合物を添加した。溶接に用いるシールドガスは１００％ＣＯ２とした。アーク発生に用いる電源は、直流定電圧制御式とした。一方、３電極式の一部に用いられる通電抵抗発熱式に用いる電源は、直流定電流制御式とした。
　上記した条件で溶接した各試料につき、ビード表面下３ｍｍを研削して、溶接金属に内在するブローホールの数を数え、２００ｍｍ当たりのブローホール数を比較して評価した。なお、ブローホール数が７５個以下のものを合格範囲内、１０～５０個を良好、１０個未満を非常に良好とした。また、ビード形状については、外観が非常に良好なものを〇、合格範囲内であるものを△、外観が不良なものを×とした。他の評価項目として、スラグ巻き欠陥やビード垂れなどについての欠陥の状況も記録した。
　各実施例の評価結果を、溶接条件と共に表１に示す。また、各比較例の評価結果を、溶接条件と共に表２に示す。なお、３電極式で溶接した比較例及び実施例での、各中間極の溶接条件を表３に別表として示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
　表１に示す実施例１～５、１０～２６は、水平すみ肉溶接において、先行極及び後行極からアークを発生させる２電極方式のアーク溶接（図２参照）であり、このうち、実施例２５では、先行極のみを立向溶接に使用し、実施例１～５、１０～２４、２６では、後行極のみを立向溶接に使用している。
　また、表１及び表３に示す実施例６～９は、３電極方式である。このうち、実施例６は、水平すみ肉溶接では、先行極及び後行極からアークを発生させ、中間極を通電抵抗発熱極とし（図６参照）、立向溶接では、後行極のみを使用する。また、実施例７は、水平すみ肉溶接では、先行極及び後行極からアークを発生させ、中間極を熱伝導極とし（図８参照）、立向溶接では、後行極のみを使用する。さらに、実施例８は、水平すみ肉溶接では、先行極、中間極及び後行極の全てからアークを発生させ（図５参照）、立向溶接では、後行極のみを使用する。さらに、実施例９では、先行極及び中間極からアークを発生させ、後行極を通電抵抗発熱極とし（図７参照）、立向溶接では、中間極のみを使用する。
　また、全ての実施例１～２６において、先行極及び後行極の溶接ワイヤの組成、及び、溶接ワイヤの径を互いに異ならせている。これにより、表１に示すように、本発明を実施するいずれの実施例１～２６においても、ビード形状、及び、耐欠陥性（気孔欠陥数）において、合格範囲が得られ、操業性にも優れた溶接が可能であることがわかる。
　特に、実施例１～５の２電極方式では、先行極は、ソリッドワイヤ、又はスラグ形成剤をワイヤ全重量あたり、２．５重量％以下含有するフラックス入りワイヤとし、ワイヤ径を１．４～２．０ｍｍとする。また、後行極は、スラグ形成剤を、ワイヤ全重量あたり、３．０～１８．０重量％含有するフラックス入りワイヤとし、ワイヤ径を１．２ｍｍとしている。
　また、先行極は、トーチ角度が、下板に対して２０～４０°に設定される一方、後行極は、下板に対して４２～６０°に設定される。なお、シールドノズルの形状に関して、実施例１～５では、先行極は、図７に示した、先端にカット面２２ｅを有するカット型のものとし、後行極は、先端にカット面を有しない円筒状の従来型のものとしている。即ち、上記トーチ角度の設定において、任意ではあるが、先行極をカット型、後行極を従来型とすることが好ましい。
　さらに、水平すみ肉溶接する際、先行極の溶接電流は、いずれも３８０Ａ以上であり、且つ、電流／電圧が１２．０以上、且つ１８．０以下に調整され、後行極の溶接電流及び溶接電圧は、電流／電圧が８．０以上、且つ１１．０以下に調整されている。
　これらの条件を満足した実施例１～５は、いずれも水平すみ肉溶接、立向溶接共にビード外観形状が非常に良く、気孔欠陥数も少なく非常に良好であった。
　また、実施例１～５の先行極及び後行極の上記条件を満足しつつ、中間極を通電抵抗発熱極、熱伝導極、又はアーク発生とした３電極方式の実施例６～８も水平すみ肉溶接、立向溶接共にビード外観形状が非常に良く、気孔欠陥数も少なく非常に良好であった。
　実施例９では、後行極が通電抵抗発熱極である３電極方式（図７参照）であり、この実施例の先行極と中間極が、実施例１～５の先行極と後行極それぞれの上記条件を満足している。この場合、立向溶接では、中間極によって、ビード形状及び気孔欠陥数において良好な結果が得られる。また、水平すみ肉溶接でも、先行極及び中間極からアーク発生させ、さらに後行極からの通電抵抗発熱によりワイヤを溶融添加することで高速度に対応し、ビード外観形状が非常に良く、気孔欠陥数も少なく非常に良好であった。
　実施例１０及び実施例１１では、後行極のフラックス入りワイヤの造宰率を除いて、実施例１～５の先行極及び後行極の上記条件を満足している。実施例１０では、立向溶接の際、スラグ発生量が若干不足したため、ビード形状が合格範囲の程度にとどまった。また、水平すみ肉溶接においても、後行極でのスラグ発生量が若干少なく、ビード形状が合格範囲の程度にとどまった。また、実施例１１では、立向溶接の際、後行極の高造宰材率のフラックス入りワイヤによるスラグ形成により、ビード形状は良好であったが、水平すみ肉溶接の際には、後行極からのスラグ発生量が多くなり、ビード形状が合格範囲の程度にとどまり、スラグの巻き込みが若干見られた。
　実施例１２では、先行極のフラックス入りワイヤの造宰率を除いて、実施例１～５の先行極及び後行極の上記条件を満足している。この場合、立向溶接では、適量のスラグ形成剤を含む後行極のフラックス入りワイヤにより、ビード形状、気孔欠陥ともに良好であった。一方、水平すみ肉溶接では、先行極からのスラグ発生量が多いため、気孔欠陥が若干多く見られた。
　実施例１３では、先行極のワイヤ径及び溶接電流、及び後行極のワイヤ径が、実施例１～５の先行極及び後行極の上記条件と異なっている。この場合、立向溶接では、ワイヤ径がやや細いものの、ビード形状、気孔欠陥ともに良好であった。しかし、水平すみ肉溶接では、先行極のワイヤ径が細すぎ、かつ電流も低かったため気孔欠陥が若干多く見られた。
　実施例１４では、後行極のワイヤ径が、実施例１～５の先行極及び後行極の上記条件と異なっている。この場合、立向溶接では、後行極のワイヤ径が太いためにアーク不安定になりやすく、入熱量も高くなることから、ビード形状が若干劣る。一方、水平すみ肉溶接では、ビード形状、気孔欠陥共に良好となっている。
　実施例１５では、先行極のシールドノズルの形状が円筒状の従来型で、トーチ角において、実施例１～５の先行極及び後行極の上記条件と異なっている。このため、立向溶接では、後行極の適量のスラグ形成剤を含む、適性径のフラックス入りワイヤにより、ビード形状、気孔欠陥ともに良好であった。一方、水平すみ肉溶接では、先行極のトーチ角が４５°と大きいため、埋もれアークとならず、気孔欠陥が若干多く見られた。
　実施例１６は、先行極のシールドノズルの形状はカット型であるものの、トーチ角を１７°とし、先行極のトーチ角において、実施例１～５の先行極及び後行極の上記条件と異なっている。このため、立向溶接では、後行極の適量のスラグ形成剤を含む、適性径のフラックス入りワイヤにより、ビード形状、気孔欠陥ともに良好であった。一方、水平すみ肉溶接では、先行極のトーチ角がやや小さく、ビード形状が合格範囲の程度にとどまった。
　実施例１７では、後行極のトーチ角度において、実施例１～５の先行極及び後行極の上記条件と異なっている。このため、立向溶接では、良好な結果であるが、水平すみ肉溶接では、後行極のトーチ角が大きく、ビード形状の修正が十分でなく、ビード形状が合格範囲の程度にとどまった。
　実施例１８では、先行極のワイヤ径において、実施例１～５の先行極及び後行極の上記条件と異なっている。このため、立向溶接では、適度なスラグ形成によりビード形状、気孔欠陥ともに良好であった。一方、水平すみ肉溶接では、先行極のワイヤ径が太く、アーク力が強いことからビード形状が合格範囲の程度にとどまった。
　実施例１９では、後行極のトーチ角度において、実施例１～５の先行極及び後行極の上記条件と異なっている。このため、立向溶接では、適正径、適正スラグ形成剤のワイヤによりビード形状、気孔欠陥ともに良好であった。一方、水平すみ肉溶接では、後行極のトーチ角が小さいため、ビード形状が合格範囲の程度にとどまった。
　実施例２０では、水平すみ肉溶接時の先行極の電流／電圧の値において、実施例１～５の先行極及び後行極の上記条件と異なっている。このため、立向溶接では、ビード形状、気孔欠陥ともに良好であった。一方、水平すみ肉溶接では、先行極の電流／電圧の値が大きく、ビード形状が合格範囲の程度にとどまった。
　実施例２１においても、水平すみ肉溶接時の先行極の電流／電圧の値において、実施例１～５の先行極及び後行極の上記条件と異なっている。このため、立向溶接では、ビード形状、気孔欠陥ともに良好であった。一方、水平すみ肉溶接では、先行極の電流／電圧の値が低く、埋もれアークの形成が不十分となり、気孔欠陥が若干生じた。
　実施例２２においては、水平すみ肉溶接時の後行極の電流／電圧の値において、実施例１～５の先行極及び後行極の上記条件と異なっている。このため、立向溶接では、ビード形状、気孔欠陥ともに良好であった。一方、水平すみ肉溶接では、後行極の電流／電圧の値が高く、埋もれアーク傾向となって、ビード形状が合格範囲の程度にとどまった。
　実施例２３においても、水平すみ肉溶接時の後行極の電流／電圧の値において、実施例１～５の先行極及び後行極の上記条件と異なっている。このため、立向溶接では、ビード形状、気孔欠陥ともに良好であった。一方、水平すみ肉溶接では、後行極の電流／電圧の値が低く、ビード形状が合格範囲の程度にとどまった。
　実施例２４では、先行極の造宰材率、先行極のトーチ角度、水平すみ肉溶接時の先行極の電流／電圧の値、及び後行極のワイヤ径において、実施例１～５の先行極及び後行極の上記条件と異なっている。このため、立向溶接では、後行極のワイヤ径がやや太いものの、ビード形状、気孔欠陥ともに良好であった。一方、水平すみ肉溶接では、先行極からのスラグ量が多く、電流／電圧の値が小さいため埋もれアークとならず、気孔欠陥が若干認められた。
　実施例２５では、先行極の造宰材率、先行極のワイヤ径、水平すみ肉溶接時の先行極の電流値、電流／電圧の値、及び後行極の造宰材率、後行極のワイヤ径において、実施例１～５の先行極及び後行極の上記条件と異なっている。この場合、立向溶接では、ビード形状、気孔欠陥ともに良好であった。一方、水平すみ肉溶接では、先行極及び後行極のワイヤの造宰材率が高いため、スラグ発生量が多く、ビード形状が合格範囲の程度にとどまり、スラグ巻き込みが若干あった。
　実施例２６では、先行極の造宰材率において、実施例１～５の先行極及び後行極の上記条件と異なっている。この場合、立向溶接では、ビード形状、気孔欠陥ともに良好であった。一方、水平すみ肉溶接では、先行極のワイヤの造宰材率が高いため、スラグ発生量が多く、気孔欠陥が若干認められた。
　次に表２に示す比較例について説明する。
　比較例１は、一般的な単電極方式のトーチを用いたシステムであり、水平すみ肉溶接速度が８００ｍｍ/ｍｉｎの高速条件では、電流を高めてもビード形状が不整となり、アンダカットやハンピングと言われる高速特有の欠陥が生じた。また、プライマー鋼板の気孔欠陥を抑制することもできなかった。なお、高造宰材率のフラックス入りワイヤを用いることにより、立向溶接は健全に施工できた。これらより水平すみ肉溶接と立向溶接の連続施工はできないと判断される。
　比較例２も、一般的な単電極方式のトーチを用いたシステムであり、水平すみ肉溶接速度８００ｍｍ/ｍｉｎの高速条件では、電流を高めてもビード形状が不整となり、アンダカットやハンピングと言われる高速溶接特有の欠陥が生じた。プライマー鋼板の気孔欠陥を抑制することもできなかった。なお、一般的に水平すみ肉溶接に好適とされる少ない造宰材を含むフラックス入りワイヤを用いることにより、比較例１と比較すると気孔欠陥が低減しているが、高速溶接には十分に対応できていない。一方、立向溶接では、溶接ワイヤに造宰材が少なく、スラグ発生が不足したため、ビード垂れが発生した。これらより水平すみ肉溶接と立向溶接の連続施工はできないと判断した。
　比較例３も、一般的な単電極方式のトーチを用いたシステムであり、水平すみ肉溶接速度８００ｍｍ/ｍｉｎの高速条件では、電流を高めてもビード形状が不整となり、アンダカットやハンピングと言われる高速溶接特有の欠陥が生じた。また、プライマー鋼板の気孔欠陥を抑制することもできなかった。なお、ソリッドワイヤを用いていることにより比較例１と比較すると気孔欠陥が低減しているが、高速溶接には対応できておらず、十分に少ないとは言えなかった。また、スラグによるビード形状改善効果も得られず、凸形状になった。一方、立向溶接では、溶接ワイヤに造宰材がなく、スラグ発生が不足したため、ビード垂れが発生した。これらより水平すみ肉溶接と立向溶接の連続施工はできないと判断した。
　比較例４～６は、２電極式アークのタンデムトーチシステムである。また、２電極共に共通のワイヤ種類を用いる一般的な形式である。２電極式とすることで、高速での水平すみ肉溶接に対応でき、ビード形状は単電極式の比較例１～３に比べると改善されている。しかし、これらのシステムでは片方の電極は何も動作しないようにする制御がないため、立向溶接でも２電極からアークが発生する。そのため、ワイヤ種類にかかわらず、溶融池の体積過剰によってビードが垂れて不整になる現象が起きた。したがって、比較例４～６は、水平すみ肉溶接と立向溶接の連続施工はできないと判断した。
　比較例７～９も、２電極式アークのタンデムトーチシステムであるが、２電極には異なる種類のワイヤを用いた。しかし、これらのシステムでは片方の電極は何も動作しないようにする制御がないため、立向溶接でも２電極からアーク発生する。そのため、ワイヤ種類にかかわらず、溶融池の体積過剰によってビードが垂れて不整になる現象が起きた。したがって、比較例７～９は、水平すみ肉溶接と立向溶接の連続施工はできないと判断した。
　比較例１０は、２電極式アークのタンデムトーチシステムであり、かつ片側アークの不作動制御が可能である。しかし、水平すみ肉溶接の際には１電極のみアーク発生、立向溶接の際には２電極からアーク発生としているため、水平すみ肉溶接ではビード形状が不整となり、アンダカットやハンピングと言われる高速溶接特有の欠陥が生じた。また、プライマー鋼板の気孔欠陥を抑制することもできなかった。立向溶接では、溶融池の体積過剰によってビードが垂れて不整になる現象が起きた。
　比較例１１は、２電極式アークのタンデムトーチシステムで、かつ片側電極の不作動制御が可能である。両極には、同種、同径のワイヤが搭載されている。具体的には、高造宰材率のフラックス入りワイヤであり、立向溶接では片方の電極を不作動とすることにより、溶融池の体積を適正範囲に制御することができる。しかし、ワイヤ径がやや太いため、アーク不安定になりやすく、入熱量も高くなることから、ビード形状は、合格範囲内ではあるが、若干劣る。水平すみ肉溶接では、両極からアーク発生させることで高速度に対応することができ、ビード形状は良好となっている。しかし、高造宰材率のフラックス入りワイヤでは、プライマー鋼板の気孔欠陥を低減させることができなかった。
　比較例１２は、２電極式アークのタンデムトーチシステムで、かつ片側電極の不作動制御が可能である。両極には、同種、同径のワイヤが搭載されている。具体的には、低造宰材率のフラックス入りワイヤである。立向溶接では、片方の電極を不作動とすることにより、溶融池の体積は適正範囲に制御することができる。しかし、ワイヤ中の造宰材量が少ないため、スラグ形成が不十分であり、ビード垂れが生じた。水平すみ肉溶接では、両極からアーク発生させることで高速度に対応しているが、造宰材の合計量が少ないため、ビード形状は合格範囲内であるが、若干劣った。一方、プライマー鋼板の気孔欠陥は、高造宰材ワイヤを用いた比較例１１よりも低減されているが、不十分であった。
　比較例１３は、２電極式アークのタンデムトーチシステムで、かつ片側電極の不作動制御が可能である。両極には、同種、同径のワイヤが搭載されている。具体的には、ソリッドワイヤである。立向溶接では、片方の電極を不作動とすることにより、溶融池の体積は適正範囲に制御することができる。しかし、ワイヤ中に造宰材が含まれていないため、スラグ形成が不十分であることから、ビード垂れが生じた。水平すみ肉溶接では、両極からアーク発生させることで高速度に対応しているが、両極共に造宰材が含まれていないため、ビード形状は不良であった。一方、プライマー鋼板の気孔欠陥は、低造宰材ワイヤを用いた比較例１２よりも低減されているが、不十分であった。
　比較例１４は、２電極式アークのタンデムトーチシステムで、かつ片側電極の不作動制御が可能である。両極には、同種、異径のワイヤが搭載されている。具体的には、高造宰材率のフラックス入りワイヤであり、立向溶接では、太いワイヤ径の電極を不作動とすることにより、アーク安定性の改善が図られ、良好な溶接が可能となっている。水平すみ肉溶接では、両極からアーク発生させることで高速度に対応し、ビード形状は良好となっている。先行アークを太いワイヤ径にすることで、アーク力が増大し、気孔欠陥の抑制を図ったが、高造宰率のフラックス入りワイヤでは、さほど低減させることができなかった。
　比較例１５は、２電極式アークのタンデムトーチシステムで、かつ片側電極の不作動制御が可能である。両極には、同種、異径のワイヤが搭載されている。具体的には、低造宰材率のフラックス入りワイヤであり、立向溶接では、太いワイヤ径の電極を不作動とすることにより、アーク安定性の改善と溶融池の体積を適正範囲に制御することができるが、ワイヤ中の造宰材量が少ないためにスラグ形成が不十分であることから、ビード垂れが生じた。水平すみ肉溶接では両極からアーク発生させることで高速度に対応するが、造宰材の合計量が少ないため、ビード形状は合格範囲内であった。先行アークのワイヤ径を太くすることで、アーク力が増大し、気孔欠陥の抑制を図ったが、なお不十分であった。
　比較例１６は、２電極式アークのタンデムトーチシステムで、かつ片側電極の不作動制御が可能である。両極には、同種、異径のワイヤが搭載されている。具体的には、ソリッドワイヤであり、立向溶接では、太いワイヤ径の電極を不作動とすることにより、アーク安定性の改善と溶融池の体積を適正範囲に制御することができるが、ワイヤ中に造宰材量が含まれていないためにスラグ形成が不十分であることから、ビード垂れが生じた。水平すみ肉溶接では、両極からアーク発生させることで高速度に対応するが、造宰材が含まれていないために、ビード形状は不良であった。先行アークのワイヤ径を太くすることで、アーク力が増大し、その他の溶接条件も最適であったことから、気孔欠陥だけは十分抑制された。
　比較例１７は、２電極式アークのタンデムトーチシステムで、かつ片側電極の不作動制御が可能である。両極には、異種、同径のワイヤが搭載されている。具体的には、水平すみ肉溶接時の先行極用にはソリッドワイヤ、後行極用には高造宰材率のフラックス入りワイヤとし、ワイヤ径は共に１．２ｍｍである。立向溶接では、フラックス入りワイヤの電極のみからアーク発生させることで、溶融池体積の適正化とスラグ形成により、良好な溶接が可能であった。水平すみ肉溶接では、両極からアーク発生させることで高速度に対応し、２電極合計での造宰材量も適正なため、ビード形状は良好となっている。しかし、先行アークのワイヤ径が細いため、アーク力が不十分であり、プライマー鋼板の気孔欠陥抑制効果は不十分であった。
　比較例１８は、２電極式アークのタンデムトーチシステムで、かつ片側電極の不作動制御が可能である。両極には、異種、同径のワイヤが搭載されている。具体的には、水平すみ肉溶接時の先行極用にはソリッドワイヤ、後行極用には高造宰材率のフラックス入りワイヤとし、ワイヤ径は共に１．６ｍｍである。水平すみ肉溶接では、両極からアーク発生させることで高速度に対応し、２電極合計での造宰材量も適正なため、ビード形状は良好となっている。先行極用に太径ワイヤを用いていることから高いアーク力が発生し、その他溶接条件も最適であることから、プライマー鋼板の気孔欠陥も十分抑制されている。一方、立向溶接では、フラックス入りワイヤの電極のみからアーク発生させることで、溶融池体積の適正化を図ったが、太いワイヤ径のために低電流条件でのアーク安定性が悪く、電流を上げざるを得なかったことで入熱量が高くなってしまい、溶融池の垂れが発生して形状不整が生じた。
　比較例１９は、２電極式アークのタンデムトーチシステムで、かつ片側電極の不作動制御が可能である。両極には、異種、同径のワイヤが搭載されている。具体的には、水平すみ肉溶接時の先行極用には高造宰材率のフラックス入りワイヤ、後行極用にはソリッドワイヤとし、ワイヤ径は共に１．２ｍｍである。立向溶接では、フラックス入りワイヤの電極のみからアーク発生させることで、溶融池体積の適正化とスラグ形成により、良好な溶接が可能であった。水平すみ肉溶接では、両極からアーク発生させることで高速度に対応し、２電極合計での造宰材量も適正なため、ビード形状は良好となっている。しかし、先行極用のワイヤ径が細いため、アーク力が不十分であり、プライマー鋼板の気孔欠陥抑制効果は不十分であった。
　比較例２０は、２電極式アークのタンデムトーチシステムで、かつ片側電極の不作動制御が可能である。両極には、異種、同径のワイヤが搭載されている。具体的には、水平すみ肉溶接時の先行極用には高造宰材率のフラックス入りワイヤ、後行極用にはソリッドワイヤとし、ワイヤ径は共に１．６ｍｍである。水平すみ肉溶接では、両極からアーク発生させることで高速度に対応し、２電極合計での造宰材量も適正なため、ビード形状は良好となっている。先行極用に太径ワイヤを用いて高いアーク力を発生させていることから、プライマー鋼板の気孔欠陥も抑制されている。一方、立向溶接では、フラックス入りワイヤの電極のみからアーク発生させることで、溶融池体積の適正化を図ったが、太いワイヤ径のために低電流条件でのアーク安定性が悪く、電流を上げざるを得なかった。このため、入熱量が高くなってしまうことから、溶融池の垂れが発生して、形状不整であった。
　比較例２１は、３電極式アークのタンデムトーチシステムで、先行極と後行極とがアークを発生し、中間極は常にアーク不発生で、ワイヤ送給と通電のみ行う通電抵抗発熱溶接である（図６参照）。また、先行極と中間極の不作動制御が可能である。先行極と後行極には、同種・同径のワイヤが搭載されており、中間極には、これらと異種・異径のワイヤが搭載されている。中間極は、先行極によって形成された溶融池にワイヤを挿入し、抵抗発熱と溶融池からの熱伝導で溶融する。先行極と後行極に搭載されているワイヤの種類は、高造宰材率のフラックス入りワイヤであり、立向溶接では、先行極および中間極を不作動とすることにより、溶融池の体積を適正範囲に制御することができる。しかし、ワイヤ径がやや太いため、アークが不安定になり易く、入熱量も高くなることから、合格範囲内ではあるが、若干形状が劣る。水平すみ肉溶接では、先行・後行両極からアーク発生させ、さらに中間極からもワイヤを溶融添加することで高速度に対応し、ビード形状は良好となっている。しかし、先行極の高造宰材率のフラックス入りワイヤでは、プライマー鋼板の気孔欠陥を低減させることができなかった。
　比較例２２は、３電極式アークのタンデムトーチシステムで、先行極と後行極とがアークを発生し、中間極は常にアーク不発生で、ワイヤ送給のみ（通電なし）行う熱伝導溶接とした（図８参照）。また、先行極と中間極の不作動制御が可能である。先行極と後行極には、異種・同径のワイヤが搭載されており、中間極にはこれらと異種・異径のワイヤが搭載されている。中間極は、先行極によって形成された溶融池にワイヤを挿入し、溶融池からの熱伝導のみで溶融する。具体的には、水平すみ肉溶接時の先行極用にソリッドワイヤ、後行極用に高造宰材率のフラックス入りワイヤとし、ワイヤ径は共に１．２ｍｍである。中間極は、造宰材無添加のフラックス入りワイヤで、ワイヤ径は０．９ｍｍである。立向溶接では、フラックス入りワイヤの電極のみからアーク発生させることで、溶融池体積の適正化とスラグ形成により良好な溶接が可能であった。水平すみ肉溶接では、両極からアーク発生させ、さらに中間極からもワイヤを溶融添加することで高速度に対応し、３電極合計での造宰材量も適正なため、ビード形状は良好となっている。しかし、先行極用のワイヤ径が細いため、アーク力が不十分であり、プライマー鋼板の気孔欠陥抑制効果は不十分であった。
　各実施例及び比較例の結果から、水平姿勢、鉛直姿勢によらず同一ロボットによる自動溶接の適用範囲が広がり、能率向上、敷地面積削減、コスト削減、投資額削減の効果が期待でき、本発明の有効性が実証された。
　本出願は、２０１６年４月２８日出願の日本特許出願２０１６－０９１３８９に基づくものであり、その内容はここに参照として取り込まれる。
１０，１０Ａ、１０Ｂ、１０Ｃ、１０Ｄ、１０Ｅ  　溶接システム
２１、２１Ａ、２１Ｂ、２１Ｃ  　溶接トーチ
２２，２２Ａ、２２Ｂ    　シールドノズル
２２ｄ      　先端
２２ｅ      　カット面
２３，２３Ａ，２３Ｂ，２３Ｃ  　溶接ワイヤ
３１，３１Ａ，３１Ｂ    　アーク
３５  　スラグ
３６  　溶融池
１００      　鋼板（被溶接物）
１０１      　下板（被溶接物）
１０２      　縦板（被溶接物）
１０９　プライマー（防錆材料）
Ｈ    　水平すみ肉溶接
Ｖ    　立向溶接
α    　先行する溶接トーチのトーチ角度
β    　後行する溶接トーチのトーチ角度

Claims (14)

  1. 　表面に防錆材料が塗布された鋼板を溶接するためのガスシールドアーク溶接システムであって、
    　消耗式電極である溶接ワイヤを送給し、シールドガスを流しながら被溶接物との間にアークを発生させて溶接する複数の溶接トーチが、それぞれ少なくとも３次元方向に移動自在に配設された溶接装置を備え、
    　前記複数の溶接トーチは、前記溶接ワイヤの組成、及び、前記溶接ワイヤの径が互いに異なる２つの前記溶接トーチを少なくとも備え、
    　前記溶接トーチを水平方向に進行させて溶接する際には、少なくとも前記２つの溶接トーチから前記溶接ワイヤを送給しながら前記アークを発生させてビードを形成し、
    　前記溶接トーチを鉛直方向に進行させて溶接する際には、前記２つの溶接トーチのうちのいずれか１つの前記溶接トーチから前記溶接ワイヤを送給しながら前記アークを発生させてビードを形成することを特徴とするガスシールドアーク溶接システム。
  2. 　前記複数の溶接トーチは、少なくとも３つの前記溶接トーチを備え、
    　前記溶接トーチを水平方向に進行させて溶接する際には、前記２つの溶接トーチを除く他の前記溶接トーチが、アーク、通電抵抗発熱、熱伝導のいずれかによって鋼板を溶融することを特徴とする請求項１に記載のガスシールドアーク溶接システム。
  3. 　前記鉛直方向の溶接に用いる前記溶接トーチの前記溶接ワイヤは、スラグ形成剤を、ワイヤ全重量あたり、３．０～１８．０重量％含有するフラックス入りワイヤであることを特徴とする請求項１に記載のガスシールドアーク溶接システム。
  4. 　前記鉛直方向の溶接に用いる前記溶接トーチの前記溶接ワイヤの直径は、１．２ｍｍであることを特徴とする請求項３に記載のガスシールドアーク溶接システム。
  5. 　前記水平方向の溶接に用いる前記２つの溶接トーチのうち、先行する前記溶接トーチの前記溶接ワイヤは、ソリッドワイヤ、又は、スラグ形成剤をワイヤ全重量あたり、２．５重量％以下含有するフラックス入りワイヤのいずれかであることを特徴とする請求項１に記載のガスシールドアーク溶接システム。
  6. 　前記先行する溶接トーチの前記溶接ワイヤの直径は、１．４～２．０ｍｍであることを特徴とする請求項５に記載のガスシールドアーク溶接システム。
  7. 　前記水平方向の溶接に用いる前記２つの溶接トーチのうち、後行する前記溶接トーチの前記溶接ワイヤは、スラグ形成剤を、ワイヤ全重量あたり、３．０～１８．０重量％含有するフラックス入りワイヤであり、
    　前記後行する溶接トーチは、前記鉛直方向の溶接に用いられることを特徴とする請求項５に記載のガスシールドアーク溶接システム。
  8. 　前記水平方向の溶接に用いる前記２つの溶接トーチのうち、先行する前記溶接トーチの前記溶接ワイヤは、後行する前記溶接トーチの前記溶接ワイヤよりも直径が大きいことを特徴とする請求項１に記載のガスシールドアーク溶接システム。
  9. 　水平すみ肉溶接を行う前記２つの溶接トーチにおいて、先行する前記溶接トーチのトーチ角度が、下板に対して２０～４０°に設定され、後行する前記溶接トーチのトーチ角度が、前記下板に対して４２～６０°に設定されることを特徴とする請求項１に記載のガスシールドアーク溶接システム。
  10. 　水平すみ肉溶接を行う前記２つの溶接トーチにおいて、先行する前記溶接トーチのシールドノズルは、円筒状の先端部の一部が斜めにカットされて形成され、
    　前記水平すみ肉溶接を行う際には、前記シールドノズルは、該カットされた面を下板に向けて配置されることを特徴とする請求項１に記載のガスシールドアーク溶接システム。
  11. 　前記鉛直方向の溶接の際に使用しない前記溶接トーチは、前記溶接ワイヤの送給方向に前進・後退可能であることを特徴とする請求項１に記載のガスシールドアーク溶接システム。
  12. 　前記鉛直方向の溶接の際に使用しない前記溶接トーチは、溶接線に対して回転可能であることを特徴とする請求項１に記載のガスシールドアーク溶接システム。
  13. 　請求項１～１２のいずれか１項に記載のガスシールドアーク溶接システムを用いたガスシールドアーク溶接方法であって、
    　水平すみ肉溶接する際、先行する前記溶接トーチの前記溶接ワイヤに印加する電流は、３８０Ａ以上であり、且つ、前記アークの発生状態が埋もれアークとなるように、電流／電圧が１２．０以上、且つ１８．０以下に調整されることを特徴とするガスシールドアーク溶接方法。
  14. 　前記水平すみ肉溶接する際、後行する前記溶接トーチの前記溶接ワイヤに印加する電流及び電圧は、埋もれアークにならないように、電流／電圧が８．０以上、且つ１１．０以下に調整されることを特徴とする請求項１３に記載のガスシールドアーク溶接方法。
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* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN112247322A (zh) * 2020-12-07 2021-01-22 郑州宝冶钢结构有限公司 一种双丝平角自动埋弧焊工艺方法
CN112959010B (zh) * 2021-02-18 2022-07-15 宁波江丰电子材料股份有限公司 一种靶材与铜背板的装配方法
CN113843485A (zh) * 2021-09-26 2021-12-28 上海船舶工艺研究所(中国船舶工业集团公司第十一研究所) 一种用于耐原油腐蚀高强钢中厚板的双丝埋弧焊接方法
US20230330764A1 (en) * 2022-04-19 2023-10-19 Path Robotics, Inc. Autonomous assembly robots
CN114749763B (zh) * 2022-04-28 2023-09-26 鞍钢股份有限公司 一种海洋平台用钢横向窄间隙焊接方法

Citations (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
WO2012117808A1 (ja) * 2011-02-28 2012-09-07 株式会社神戸製鋼所 ガスシールドアーク溶接方法および溶接装置
JP2013169550A (ja) * 2012-02-17 2013-09-02 Kobe Steel Ltd 多電極ガスシールドアーク溶接方法および多電極ガスシールドアーク溶接装置
JP2013184212A (ja) * 2012-03-09 2013-09-19 Kobe Steel Ltd タンデムガスシールドアーク溶接方法
JP2014180692A (ja) * 2013-03-19 2014-09-29 Kobe Steel Ltd タンデムガスシールドアーク溶接方法

Family Cites Families (10)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US2929911A (en) * 1958-04-07 1960-03-22 Budd Co Nozzle for gas-shielded arc welding and method of using it
JP4508919B2 (ja) * 2004-04-13 2010-07-21 株式会社神戸製鋼所 溶接ロボット用トーチ取付治具及びタンデム溶接方法
EP1838483A1 (en) * 2005-01-13 2007-10-03 Illinois Tool Works Inc. Mig-mig welding process
JP5074181B2 (ja) * 2005-03-10 2012-11-14 株式会社小松製作所 シングルトーチとタンデムトーチの変換方法
CN101134260A (zh) * 2007-10-25 2008-03-05 上海交通大学 三丝明弧焊接方法
US20090188896A1 (en) * 2008-01-25 2009-07-30 Gm Global Technology Operations, Inc GMAW System Having Multiple Independent Wire Feeds
EP2314406A4 (en) * 2009-02-25 2015-04-22 Panasonic Ip Man Co Ltd WELDING METHOD AND WELDING SYSTEM
JP5260469B2 (ja) * 2009-10-26 2013-08-14 株式会社神戸製鋼所 ガスシールドアーク溶接方法
JP5570473B2 (ja) * 2011-06-09 2014-08-13 株式会社神戸製鋼所 ２電極溶接法
CN102528246B (zh) * 2012-03-07 2014-07-30 天津大学 一种针对立焊的三丝焊接工艺

Patent Citations (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
WO2012117808A1 (ja) * 2011-02-28 2012-09-07 株式会社神戸製鋼所 ガスシールドアーク溶接方法および溶接装置
JP2013169550A (ja) * 2012-02-17 2013-09-02 Kobe Steel Ltd 多電極ガスシールドアーク溶接方法および多電極ガスシールドアーク溶接装置
JP2013184212A (ja) * 2012-03-09 2013-09-19 Kobe Steel Ltd タンデムガスシールドアーク溶接方法
JP2014180692A (ja) * 2013-03-19 2014-09-29 Kobe Steel Ltd タンデムガスシールドアーク溶接方法

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