WO2022230905A1 - アーク溶接継手およびアーク溶接方法 - Google Patents

アーク溶接継手およびアーク溶接方法 Download PDF

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WO2022230905A1
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arc
welding
weld
slag
bead
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恭平 小西
広志 松田
公一 谷口
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Ｊｆｅスチール株式会社
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    • B23K2103/02—Iron or ferrous alloys
    • B23K2103/04—Steel or steel alloys

Definitions

  • the present invention relates to an arc welded joint having excellent joint strength suitable for automobile members and the like, and an arc welding method for obtaining the same.
  • the lap fillet arc welding method in which fillet arc welding is performed while two steel plates are overlapped, is widely applied. Since various parts used in automobiles are used in an environment with repeated loads, ensuring fatigue strength is required, and at the same time sufficient static strength is also important from the viewpoint of crash safety. Especially for members used in a corrosive environment, the corrosion area expands with time, and the corrosion progresses in the plate thickness direction, which reduces the plate thickness at the welded joint and its vicinity. , it becomes difficult to secure the member strength.
  • Patent Document 1 in an arc welded lap joint, when the strength of the weld metal is greater than or equal to the strength of the base material made of a high-strength material, and when an excessive load is applied, the weld metal does not break and the base material does not break.
  • An arc welded lap joint structure that fails and has improved failure morphology is disclosed. This technology improves the fracture mode by setting the tensile strength (TS) of the steel plate to 640 MPa or more in the lap joint where the leg length and theoretical throat thickness are specified, and by specifying the Ceq and hardness of the steel plate and weld metal. be.
  • TS tensile strength
  • Patent Document 1 deals with welded joints in which corrosion does not occur, and does not examine whether desired joint properties can be obtained when joint strength decreases in a corrosive environment.
  • the present invention has been made in view of these problems, and an arc welded joint that can suppress the rusting of the weld and has excellent joint strength even in an environment where corrosion progresses, and an arc for obtaining the same.
  • the object is to provide a welding method.
  • the present inventors have devoted themselves to a technique for suppressing rusting in welded parts of steel members and improving the joint strength of welded parts even in an environment where corrosion progresses. I did a lot of research.
  • the present inventors have found that by specifying the throat thickness according to the plate thickness of the base steel plate, it is possible to ensure the allowable stress of the weld zone, and even when a tensile load is applied in the direction perpendicular to the weld line, the joint strength is sufficient. was found to be obtained. In addition, it was thought that by reducing the amount of slag adhering to the weld, especially the weld toe, it would be possible to suppress the rusting of the weld and suppress the decrease in joint strength due to corrosion.
  • An arc welded joint having a welded portion in which at least two steel plates are overlapped and arc welded,
  • the throat thickness of the welded portion is a (mm)
  • the plate thickness of the upper plate of the steel plate is t (mm)
  • the throat thickness and the upper plate are 0.5 ⁇ t ⁇ a ⁇ 1.8 satisfies the relationship xt
  • the surface area of the weld bead in the area from the bead toe of the weld to 2.0 mm in the weld metal direction and the area from the bead toe to 2.0 mm in the base metal direction is the bead toe surface area.
  • a pulse current is used as the welding current in the arc welding,
  • the peak current of the pulse current is I PEAK (A)
  • the base current is I BASE (A)
  • the peak period is t PEAK (ms)
  • the rise period is t UP (ms)
  • the fall period is t DOWN (ms)
  • the value of X (A s / m) calculated by the formula (3) satisfies 50 ⁇ X ⁇ 250, [3] to [ 5], the arc welding method according to any one of the above.
  • the throat thickness according to the plate thickness of the base steel plate, the allowable stress of the welded portion is ensured, and the amount of slag adhered to the welded portion is reduced, thereby suppressing rusting. Therefore, it is possible to obtain an arc welded joint having stable and excellent joint strength even in an environment where corrosion progresses. Further, according to the present invention, it is possible to provide an arc welding method for obtaining this welded joint.
  • FIG. 1 is a perspective view schematically showing an example in which the present invention is applied to lap fillet welding.
  • 2(A) and 2(B) are enlarged cross-sectional views showing the welding wire and its surroundings in FIG. 1, and are schematic diagrams showing the state of short-circuit transfer.
  • FIG. 3 is a perspective view schematically showing the weld bead toe and the start and end of the weld bead formed by the lap fillet welding of FIG. 1 .
  • 4(A) and 4(B) are schematic diagrams schematically showing welds in the arc welded joint of the present invention.
  • FIG. 5 is a cross-sectional view of the arc welded joint shown in FIG.
  • FIG. 6 is a graph showing an example of a pulse current waveform supplied as a welding current.
  • FIG. 7 is a graph showing the relationship between the throat thickness of the weld zone, the slag coverage area ratio, and the ratio of the joint tensile strength to the base metal tensile strength.
  • the arc welded joint and arc welding method of the present invention will be described with reference to FIGS.
  • an embodiment in which the present invention is applied to lap fillet welding will be described.
  • the present invention is not limited to lap fillet welding, but is applicable to various welding techniques (eg, butt welding, etc.).
  • FIG. 1 to 3 show an example of lap fillet welding of two steel plates by arc welding.
  • the upper steel plate is the upper plate and the lower steel plate is the lower plate.
  • the top steel plate is the top plate.
  • the welding wire 1 and the steel plate 3 continuously fed from the welding torch 2 through the center of the welding torch 2 to the steel plate 3 are used as electrodes, and the welding power source ( (not shown) to apply a welding voltage.
  • the above-mentioned “from the welding torch 2 to the steel plate 3” specifically refers to "from the welding torch 2 to the weld line formed by the corner portion 4 of the step formed by stacking two base metal steel plates 3". .
  • a portion of the shielding gas (not shown) supplied from within the welding torch 2 is ionized and turned into plasma, thereby forming an arc 5 between the welding wire 1 and the steel plate 3 .
  • the thermal energy of the arc 5 melts the tip of the welding wire 1 to form a droplet, and the droplet is transported to the molten pool by electromagnetic force, gravity, or the like. This phenomenon occurs continuously with the movement of the welding torch 2 or the steel plate 3 , so that the molten pool solidifies behind the weld line and a weld bead 6 is formed. This achieves the joining of the two steel plates.
  • the ratio of the throat thickness to the thickness of the upper plate that is, the ratio of the throat thickness to the thickness of the upper plate
  • the amount of welding wire deposited is insufficient, Since the cross-sectional area becomes smaller, there is a problem that the stress applied to the weld increases.
  • the ratio is too large, the amount of welding wire deposited becomes excessive, and the weld bead becomes convex, which causes a problem of increased stress concentration at the weld toe.
  • the present invention focused on defining the throat thickness according to the plate thickness of the base steel plate, which is the upper plate (see Fig. 5). Specifically, when the throat thickness is a (mm) and the plate thickness of the base steel plate that is the upper plate is t (mm), the relationship of 0.5 ⁇ t ⁇ a ⁇ 1.8 ⁇ t is satisfied. , the stress concentration in the weld can be alleviated.
  • welding wire 1 and steel plate 3 to which non-ferrous elements such as Si, Mn and Ti are added as a deoxidizing agent are used. That is, the reaction between oxygen and iron is suppressed by discharging the oxygen generated by the reaction of formula (6) or (7) as slag made of SiO 2 , MnO, TiO 2 and the like.
  • the slag discharged to the surface of the molten pool 8 adheres to the surface of the weld bead 6 and the bead toe 9 (see FIG. 3) and solidifies.
  • the chemical conversion treatment layer made of zinc phosphate crystals in the slag region, which is an insulator, is not formed.
  • the oxidizing gas contained in the shielding gas is specified in order to suppress the above slag generation reaction (oxidation reaction) without reducing the additive elements for ensuring the mechanical performance of the weld metal. .
  • oxidation reaction oxidation reaction
  • the oxidizing gas contained in the shielding gas is specified in order to suppress the above slag generation reaction (oxidation reaction) without reducing the additive elements for ensuring the mechanical performance of the weld metal.
  • the present invention by specifying the oxidizing gas contained in the shield gas as described above, the amount of O 2 and CO 2 mixed in is reduced, and as a result, the slag that adheres to the weld, especially the weld toe Suppresses the generation of The present inventors have found that this can suppress the formation of rust and the decrease in joint strength due to corrosion.
  • the term "bead start/end” in the present invention refers to a region including a bead start and a bead end.
  • the “bead start” is the area from the bead start (welding start position) to the bead end (weld end position) on the weld line up to 15 mm
  • the “bead end” is the area from the bead end to the weld line It is an area up to 15 mm in the direction of the starting end.
  • the term "bead toe” refers to the boundary between the weld metal in the direction perpendicular to the weld line of the weld bead and the unmelted base steel plate.
  • a “weld line” refers to a line parallel to the welding direction of the weld bead 6 .
  • FIG. 4(A) shows a perspective view of the weld bead 6 of the arc welded joint formed by the lap fillet welding of FIG. 1, and FIG. 4(B) shows a plan view of the arc welded joint.
  • FIG. 5 shows a partially enlarged view of the AA line cross section of the arc welded joint shown in FIG. 4(A) viewed from the front.
  • the arc-welded joint of the present invention is an arc-welded joint in which at least two steel plates are overlapped and arc-welded as described above.
  • the throat thickness at the welded part is a (mm) and the plate thickness of the upper plate of the steel plate is t (mm)
  • the throat thickness and the upper plate are 0.5 ⁇ t ⁇ a ⁇ 1.8 ⁇ t
  • the surface area of the weld bead is the bead toe surface area S TOE (mm 2 )
  • the area of the area of the bead toe surface area S TOE covered with slag is the slag surface area S SLAG (mm 2 )
  • the slag covering area ratio S RATIO (%) calculated by the formula is 50% or less.
  • S RATIO 100 ⁇ S SLAG
  • FIG. 5 shows a schematic diagram of the bead toe portion 9 and its surroundings.
  • the distance a (mm) shown in FIG. 5 is the throat thickness
  • t (mm) is the thickness of the upper plate. If the throat thickness a (mm) is less than (0.5 ⁇ t) (mm), the amount of welding wire deposited is insufficient and the cross-sectional area of the throat becomes small, which increases the stress applied to the welded portion. Therefore, in the present invention, the throat thickness a (mm) is set to (0.5 ⁇ t) (mm) or more.
  • Throat thickness a (mm) is preferably (0.6 x t) (mm) or more, more preferably (0.65 x t) (mm) or more, still more preferably (0.95 x t) ( mm) or more.
  • the throat thickness a (mm) shall be (1.8 ⁇ t) (mm) or less.
  • the throat thickness a (mm) is preferably (1.6 ⁇ t) (mm) or less, more preferably (1.5 ⁇ t) (mm) or less.
  • throat thickness a can be measured by the following method as described in Examples below. Specifically, in the area excluding the bead start and end portions 10 (each length 15 mm) of the weld bead 6, the throat thickness is measured in a plate thickness direction cross section perpendicular to the weld line at any eight locations of the weld bead 6. do. As shown in FIG. 5, arbitrary eight locations of the weld bead 6 are cut in the plate thickness direction perpendicular to the weld line and subjected to nital corrosion. The throat thickness is obtained, and the average value thereof is defined as "throat thickness a (mm)". In the example shown in FIG.
  • the throat thickness is the shortest distance from the boundary between the lower surface of the upper plate of the steel plate 3 and the weld metal 6 to the weld metal surface.
  • the dotted circle shown in FIG. 5 indicates the range of the shortest distance.
  • the “lower surface” mentioned above refers to the overlapping surface of the upper plate and the lower plate of the steel plate 3 .
  • Slag coverage area ratio S RATIO 50% or less As shown in FIG.
  • the slag covering area ratio S RATIO 50% or less. If the slag 11 generated during welding adheres to the surface of the weld bead 6 with a slag covering area ratio exceeding 50%, even if the arc welded joint is subjected to chemical conversion treatment, a sufficient chemical conversion treatment layer will not be formed, resulting in electrodeposition coating. Even if it is applied, poor formation of the coating film and deterioration of the adhesion of the coating film occur.
  • the slag coverage area ratio S RATIO is preferably 45% or less, more preferably 40% or less.
  • the above-mentioned “bead toe surface area S TOE ” refers to the weld metal direction perpendicular to the weld line from the bead toe 9 of the weld. It refers to the surface area of the weld bead 6 in the area up to 2.0 mm and in the area from the bead toe 9 to 2.0 mm in the base metal direction perpendicular to the weld line. That is, in the example shown in FIGS. 4A and 4B, the surface area of the weld bead 6 is the area of 4.0 mm centered on the bead toe portion 9 . In addition, as shown in FIGS.
  • the "slag surface area S SLAG " is within the area for which the bead toe surface area S TOE is obtained (in the example shown in FIG. 4, the bead toe 4.0 mm area centered on the part 9), the total area of the area covered with the slag 11 of the bead toe surface area S TOE .
  • the bead toe surface area S TOE and the slag surface area S SLAG can be determined by the method described in Examples below.
  • the slag coverage area ratio S RATIO is preferably 0.1% or more, more preferably 0.5% or more, and even more preferably 1.0% or more.
  • the graph in FIG. 7 shows the relationship between the thickness of the slag, the slag coverage area ratio, and the ratio of the joint tensile strength to the base metal tensile strength (strength ratio).
  • Ratio of maximum value of throat thickness a and minimum value of throat thickness a (preferred condition) Let amax (mm) be the maximum value of the throat thickness of the welded portion in the cross section perpendicular to the line (weld line) parallel to the welding direction of the weld bead 6, and amin (mm) be the minimum value of the throat thickness of the welded portion. mm), the maximum and minimum values of the throat thickness preferably satisfy the relationship a max /a min ⁇ 1.5. However, the minimum value of a max /a min is one. Stress concentrations can be mitigated by reducing the throat thickness variation in the weld (ie, reducing the ratio of amax to amin ). As a result, an arc welded joint having excellent joint strength can be obtained.
  • a max /a min is preferably 1.01 or more, more preferably 1.05 or more.
  • a max /a min is preferably 1.4 or less, more preferably 1.3 or less.
  • maximum throat thickness a max and “minimum throat thickness a min” can be measured by the following method as described in Examples below. Specifically, in the area excluding the bead start and end portions 10 (each length 15 mm) of the weld bead 6, the throat thickness is measured in a plate thickness direction cross section perpendicular to the weld line at any eight locations of the weld bead 6. do. Specifically, as shown in FIG. 5, arbitrary eight locations of the weld bead 6 are cut in the plate thickness direction perpendicular to the weld line, subjected to nital corrosion, and then cross-sectionally photographed with an optical microscope (magnification of 10 times). and find the throat thickness of each. The maximum of these values is defined as “maximum throat thickness a max (mm)", and the minimum of these values is defined as "minimum throat thickness a min (mm)”.
  • the steel plate used for the arc-welded joint of the present invention is preferably a high-strength steel plate having a tensile strength of 440 MPa or more.
  • the upper limit of the tensile strength of the steel sheet is not particularly specified. From the viewpoint of application to automobile members, the tensile strength is preferably 1200 MPa or less.
  • the welding conditions for arc welding are set as follows. It is important to control
  • the shielding gas is composed of Ar gas and an oxidizing gas, and the oxidizing gas satisfies the relationship of formula (2). 2 ⁇ [O 2 ]+[CO 2 ] ⁇ 5 (2)
  • [O 2 ] is the volume % of O 2 in the shielding gas
  • [CO 2 ] is the volume % of CO 2 in the shielding gas.
  • the welding wire 1 becomes the anode and the steel plate 3 becomes the cathode (see Fig. 1).
  • a welding voltage is applied from the welding wire 1 continuously supplied to the steel plate 3 through the center of the welding torch 2, and part of the shielding gas supplied from within the welding torch 2 is ionized and turned into plasma. .
  • An arc 5 is thereby formed between the welding wire 1 and the steel plate 3 .
  • the remainder of the shielding gas isolates the arc 5, the molten metal 7 and the molten pool 8 from the atmosphere (see Figure 2). This serves to prevent oxygen contamination (ie, slag generation) and nitrogen contamination (ie, blowhole generation).
  • the tip of the welding wire 1 is melted by the thermal energy of the arc 5 to become the molten metal 7, and the droplets are transported to the molten pool 8 by electromagnetic force and gravity.
  • the state in which the molten metal 7 is separated from the molten pool 8 (see FIG. 2A) and the state in which the molten metal 7 contacts the molten pool 8 and is electrically short-circuited (see FIG. 2B) ) are repeated regularly.
  • the molten pool 8 solidifies behind the weld line and a weld bead 6 is formed.
  • the effect of preventing slag generation can be obtained.
  • chemical conversion treatability and electrodeposition coating properties are improved, and a throat thickness within a predetermined range can be stably obtained even in a corrosive environment.
  • the “shielding gas” in the welding conditions described above is a shielding gas composed of Ar gas and an oxidizing gas, and the oxidizing gas has the relationship of formula (2) shall be satisfied.
  • the value of the left side of the formula (2) that is, the value calculated by (2 ⁇ [O 2 ]+[CO 2 ])
  • the value of the left side of equation (2) exceeds 5
  • oxygen mixed in the molten metal 7 and the molten pool 8 increases.
  • the slag deposition on the weld bead surface increases.
  • the chemical conversion treatability and electrodeposition coatability deteriorate. Therefore, the value of the left side of equation (2) is set to 5 or less. Preferably 3 or less.
  • the above effect can be obtained even with a shielding gas of 100% Ar gas. That is, the case where the value of the left side of the equation (2) is 0 is also included. Note that the condition of this "100% Ar gas" refers to an Ar purity of 99.99% or higher.
  • the present invention focuses on the relationship between welding speed and wire feed speed. Specifically, when the welding speed is v t (cm/min) and the wire feed speed is v w (cm/min), control is performed so as to satisfy the relationship of 5 ⁇ v w /v t ⁇ 35. is preferred. If the value of v w /v t is less than 5, the amount of wire fed per unit length with respect to the plate thickness is too small because the wire feed rate is low relative to the welding speed. As a result, the throat thickness is reduced.
  • v w /v t exceeds 35, the amount of wire fed increases relative to the welding speed, resulting in an excessive amount of welding wire deposited per unit length with respect to the plate thickness. As a result, the throat thickness increases.
  • the value of v w /v t is more preferably 10 or more and more preferably 30 or less.
  • the weld bead 6 may tend to meander or may have a wavy shape.
  • the welding wire 1 and the steel plate 3 are intermittently short-circuited, and the average value of the short-circuit frequency (hereinafter referred to as "short-circuit frequency”) and the short-circuit period (hereinafter , referred to as the "short-circuit period”) is preferably controlled as follows. Specifically, the average short-circuit frequency (average short-circuit frequency) F AVE (Hz) is set to 20 to 300 Hz, and the maximum short-circuit period (maximum short-circuit period) T CYC (s) is set to 1.5 s or less. is preferred.
  • the reason why the welding wire 1 and the steel plate 3 in arc welding are intermittently short-circuited and the short-circuiting satisfies the predetermined conditions is as follows.
  • the droplets generated from the tip of the welding wire 1 make the molten pool 8 unstable if the volume is too large or too small.
  • the average short-circuit frequency F AVE is less than 20 Hz, large droplets move to the molten pool 8, and droplet transfer forms other than short-circuit transfer (for example, streaming transfer) are irregularly mixed. It will be done.
  • the average short-circuit frequency F AVE exceeds 300 Hz, although the droplets are small, re-ignition of the arc due to the short circuit is excessive. For these reasons, the molten pool 8 is disturbed in any case, and it is difficult to eliminate meandering and waving of the weld bead.
  • the average short-circuit frequency F AVE it is possible to make the volume of the droplet transported to the molten pool 8 by one short-circuit about the same as that of a sphere having the same diameter as the welding wire 1. becomes.
  • the amount of welding can be made uniform, thereby stably obtaining an appropriate throat thickness. Therefore, in the present invention, it is preferable to set the average short-circuit frequency F AVE (Hz) to 20 to 300 Hz.
  • the average short-circuit frequency F AVE is more preferably 35 Hz or more, more preferably 35 Hz or more, from the viewpoint of eliminating unevenness in the volume of the droplets transported to the molten pool 8 by one short-circuit and improving the uniformity of the weld bead. is 45 Hz or higher, and more preferably 50 Hz or higher. Also, if the average short-circuit frequency F AVE is high, small-volume droplets may scatter as a large amount of spatter during short-circuiting and re-ignition. Therefore, the average short-circuit frequency F AVE is more preferably 250 Hz or less, more preferably 200 Hz or less, and even more preferably 190 Hz or less.
  • the maximum short-circuit period T CYC exceeds 1.5 s, droplet transfer becomes unstable, resulting in unstable bead width and penetration depth. That is, by setting the maximum short-circuit period T CYC to 1.5 s or less, a weld bead 6 having a favorable shape can be obtained. Therefore, in the present invention, it is preferable to set the maximum short-circuit period T CYC to 1.5 seconds or less.
  • the above “maximum short-circuit period T CYC " refers to the maximum value among the short-circuit periods of welding passes performed to obtain an arc welded joint. This means that the short circuit period of each welding pass does not exceed 1.5 s.
  • the maximum short-circuit period T CYC is more preferably 1.0 s or less, more preferably 0.2 s or less, and 0.2 s or less. Even more preferably, the time is 10 s or less.
  • the maximum short-circuit cycle T CYC of short-circuits may be within a range in which the average short-circuit frequency F AVE is 300 Hz or less, so the lower limit of the maximum short-circuit cycle T CYC is not particularly defined.
  • the maximum short-circuit period T CYC is preferably 0.004 s or longer, more preferably 0.008 s or longer.
  • the preferred range of welding conditions is, for example, average welding current: 150 to 300 A, average arc voltage: 20 to 35 V, welding speed: 30 to 200 cm / min, Ar gas flow rate: 10 to 25 Liters / min, contact tip and Distance from the base material (hereinafter referred to as "CTWD"): 5 to 30 mm.
  • CTWD Distance from the base material
  • the method of controlling the average short-circuit frequency and maximum short-circuit period within the above ranges is not particularly limited.
  • the peak current of the pulse current is I PEAK (A)
  • the base current is I BASE (A)
  • the peak period is t PEAK (ms)
  • the rising period is t UP (ms)
  • the falling period is t DOWN.
  • CTWD is L (mm)
  • the value of X (A ⁇ s/m) calculated by Equation (3) is controlled to satisfy 50 ⁇ X ⁇ 250.
  • X (I PEAK ⁇ t PEAK /L) + (I PEAK + I BASE ) ⁇ (t UP + t DOWN ) / (2 ⁇ L) (3)
  • Expression (3) is an expression showing current waveform control by a pulse current as shown in FIG. If the value of X (A ⁇ s/m) calculated by the formula (3) is too small, the arc 5 may fluctuate and droplet transfer may become unstable. On the other hand, if the value of X is too large, the welding wire 1 may plunge into the molten pool 8, or the grown droplets may scatter during a short circuit, resulting in deterioration of the bead shape or spatter adhesion. Therefore, it is preferable to control the value of X so as to satisfy 50 ⁇ X ⁇ 250.
  • the value of X is more preferably 60 or more, more preferably 80 or more.
  • the value of X is more preferably 230 or less, more preferably 200 or less.
  • “s" in the unit of X (A s/m) is second (seconds)
  • the value of L is preferably 5 to 30 mm.
  • the value of L is more preferably 8 mm or more, and more preferably 20 mm or less.
  • the value of L is more preferably 10 mm or more, more preferably 18 mm or less.
  • the value of I PEAK is preferably 250-600A.
  • I PEAK is more preferably 400 A or more, more preferably 500 A or less.
  • the value of I BASE is preferably 30 to 120A.
  • I BASE is more preferably 40A or more.
  • I BASE is more preferably 100 A or less, and more preferably 80 A or less.
  • the value of t PEAK is preferably 0.1 to 5.0 ms.
  • t PEAK is more preferably 1.0 ms or more, and more preferably 4.0 ms or less.
  • tPEAK is more preferably 1.2 ms or more, and more preferably 3.5 ms or less.
  • the values of t UP and t DOWN are preferably 0.1 to 3.0 ms.
  • Each of t UP and t DOWN is more preferably 0.5 ms or more and more preferably 2.5 ms or less. It is more preferably 0.8 ms or more, and more preferably 2.0 ms or less.
  • t BASE is preferably 0.1 to 10.0 ms.
  • t BASE is more preferably 1.0 ms or more, and more preferably 8.0 ms or less.
  • t BASE is more preferably 1.5 ms or more, and more preferably 6.0 ms or less.
  • the pulse frequency of the pulse current is not particularly limited as long as one short circuit can be generated with one pulse to several pulses.
  • the purpose of defining the pulse current is (i) to promote stable droplet growth while suppressing arc fluctuation by keeping the current low in the base period, and (ii) from the peak period to the fall period.
  • the electromagnetic force and the shearing force of the Ar shielding gas push the grown droplets down into the molten pool instead of separating them from the wire, thereby promoting the short circuit.
  • the arc welding method of the present invention does not require the supply of oxygen or the addition of special elements. Therefore, by using a solid wire, which is less expensive than a flux-cored wire, as the welding wire, the cost of the process can be reduced.
  • the wire composition (component composition of the wire) of the solid wire is not particularly limited.
  • Such a wire composition can be applied to arc welding of a wide range of steel types from mild steel to ultra-high tensile strength steel by appropriately adjusting the composition.
  • the solid wire preferably has a diameter of 0.4 mm to 2.0 mm.
  • C 0.020 to 0.150% by mass
  • C is an element necessary to ensure the strength of the weld metal, and has the effect of reducing the viscosity of the molten metal and improving the fluidity.
  • the C content is less than 0.020% by mass, the strength of the weld metal cannot be ensured.
  • the C content exceeds 0.150% by mass, the toughness of the weld metal is lowered. Therefore, the C content is preferably 0.020-0.150% by mass.
  • the C content is more preferably 0.050% by mass or more, and more preferably 0.10% by mass or less.
  • Si 0.20 to 1.00% by mass
  • Si is an element that, while having a deoxidizing effect, enhances the hardenability of the weld metal when added in an appropriate amount, and contributes to improving the toughness and strength of the weld metal.
  • a deoxidizing action by Si is not particularly necessary, but if the Si content is less than 0.20% by mass, droplets and molten pools oscillate during welding, generating a large amount of spatter.
  • the Si content exceeds 1.00% by mass, the toughness of the weld metal is lowered. Therefore, the Si content is preferably 0.20 to 1.00% by mass.
  • the Si content is more preferably 0.30% by mass or more, and more preferably 0.90% by mass or less.
  • Mn 0.50 to 2.50% by mass
  • Mn is an element that has a deoxidizing effect like Si and improves the mechanical properties of the weld metal.
  • the Mn content is less than 0.50% by mass, the amount of Mn remaining in the weld metal is insufficient and sufficient strength and toughness cannot be obtained.
  • the Mn content exceeds 2.50% by mass, the toughness of the weld metal is lowered. Therefore, the Mn content is preferably 0.50-2.50% by mass.
  • the Mn content is more preferably 0.80% by mass or more, and more preferably 1.80% by mass or less.
  • P 0.020% by mass or less
  • P is an element that is mixed as an impurity in steel during the steelmaking process and the casting process, and is an element that reduces the hot cracking resistance of the weld metal, and is preferably reduced as much as possible. .
  • the P content is preferably 0.020% by mass or less.
  • the P content is more preferably 0.010% by mass or less. From the viewpoint of hot cracking resistance of the weld metal, the lower limit of the P content is not particularly specified, and 0% by mass is also included.
  • the P content is preferably 0.001% by mass or more.
  • S 0.03% by Mass or Less
  • S is an impurity that is unavoidably contained in the steel wire, and is an element that lowers the hot cracking resistance of the weld metal, and is preferably reduced as much as possible.
  • the S content is preferably 0.03% by mass or less.
  • the S content is more preferably 0.015% by mass or less.
  • the lower limit of the S content is not particularly specified, and 0% by mass is also included.
  • the S content is preferably 0.001% by mass or more.
  • the solid wire may also contain one or more selected from Ni, Cr, Ti, and Mo as needed.
  • Ni is an element that increases the strength of the weld metal and improves weather resistance. However, if the Ni content is less than 0.02% by mass, such an effect cannot be obtained. On the other hand, when the Ni content exceeds 3.50% by mass, the toughness of the weld metal is lowered. Therefore, when Ni is added, the Ni content is preferably 0.02 to 3.50% by mass.
  • Cr is an element that increases the strength of the weld metal and improves weather resistance. However, if the Cr content is less than 0.01% by mass, such effects cannot be obtained. On the other hand, when the Cr content exceeds 1.50% by mass, the toughness of the weld metal is lowered. Therefore, when Cr is added, the Cr content is preferably 0.01 to 1.50% by mass.
  • Ti is an element that acts as a deoxidizing agent and improves the strength and toughness of the weld metal. Ti also has the effect of stabilizing the arc and reducing spatter. However, if the Ti content exceeds 0.15% by mass, the droplets become coarse during welding, resulting not only in the generation of large spatter, but also in the toughness of the weld metal. Therefore, when Ti is added, the Ti content is preferably 0.15% by mass or less.
  • Mo is an element that improves the strength of the weld metal, but if its content exceeds 0.8% by mass, the toughness of the weld metal decreases. Therefore, when adding Mo, as for Mo content, 0.8 mass % or less is preferable.
  • the balance of the wire composition of solid wires is Fe and incidental impurities.
  • N and Cu are mentioned as an unavoidable impurity of wire composition.
  • N is an impurity that is unavoidably mixed in at the stage of melting the steel material and the stage of manufacturing the steel wire, and adversely affects the toughness of the weld metal. Therefore, it is preferable to suppress the N content to 0.01% by mass or less.
  • Cu is an impurity that is unavoidably contained in the steel wire, and is an element that reduces the toughness of the weld metal. In particular, when the Cu content exceeds 3.0% by mass, the toughness of the weld metal is remarkably lowered. Therefore, the Cu content is preferably 3.0% by mass or less.
  • the throat thickness of a welded portion of a steel member is defined according to the plate thickness to alleviate stress concentration at the welded portion and reduce the amount of slag adhered to the welded portion.
  • the throat thickness By suppressing the rusting, it is possible to improve the joint strength of the weld even in an environment where corrosion progresses.
  • the throat thickness By reducing the amount of slag adhered, it becomes difficult to change the shape even in a corrosive environment, so the throat thickness can be maintained.
  • a high-strength steel sheet having a tensile strength of 440 MPa or more e.g., steel sheets of 440 MPa, 590 MPa, and 980 MPa grades
  • a high-strength steel plate By using such a high-strength steel plate, it is possible to reduce the thickness of the member.
  • the thickness of the high-strength steel sheet is preferably 0.8 to 4 mm because the present invention is suitably used for automobile members and the like.
  • Alkali degreasing, surface conditioning, and zinc phosphate-based chemical conversion treatment were performed using the produced arc welded joint, and cationic electrodeposition coating was performed under the conditions that the film thickness of the flat plate portion of the base material other than the welded portion was 15 ⁇ m. After that, the SAE J2334 corrosion test was performed up to 60 cycles.
  • the shape of the weld bead after welding was evaluated as follows.
  • the bead toe surface area S TOE and the slag surface area S SLAG are obtained by photographing the surface of the weld bead 6 in the area excluding the bead start and end portion 10 (each length 15 mm) of the weld bead 6 from directly above (magnification: 5 times ), and calculated by measuring the projected area from the upper surface of the weld bead and slag using the obtained photographed image. At this time, when the length of the weld bead 6 was less than 130 mm, the surface of the entire length excluding the bead start/end portion 10 was photographed.
  • the surface of the weld bead 6 was photographed at an arbitrary site (length 100 mm) excluding the bead start/end portion 10 . Moreover, slag with a total length of 0.5 mm or less was excluded from the calculation. As shown in FIGS. 4 and 5, the surface area of the weld bead 6 in the region from the bead toe 9 to 2.0 mm in the weld metal direction and in the region from the bead toe 9 to 2.0 mm in the base metal direction was defined as the bead toe surface area S TOE (mm 2 ).
  • the slag coverage ratio S RATIO was determined. Table 3 shows the obtained slag coverage ratio S RATIO .
  • throat thickness at weld zone The measurement of the throat thickness in the weld is performed by measuring the plate perpendicular to the weld line at any eight points of the weld bead in the area (see FIG. 3) excluding the bead start and end 10 (each length 15 mm) of the weld bead 6 A section in the thickness direction was used. As shown in FIG. 5, an arbitrary portion of the weld bead 6 is cut in the plate thickness direction perpendicular to the weld line, and is subjected to nital corrosion. I asked for the thickness. Here, the average value thereof was defined as "throat thickness a (mm)".
  • the maximum value is defined as the "max value amax (mm) of the throat thickness a”
  • the minimum value is defined as the "minimum throat thickness a value a min (mm)”.
  • Table 3 shows the obtained throat thicknesses (a, a man , a min ).
  • the joint tensile strength was measured by the following method. First, the arc-welded joint after the corrosion test was immersed in a stripping agent for immersion to strip the electrodeposition coating, and then the corrosion products were removed in accordance with ISO8407. Then, a tensile test piece according to JIS Z 2241 was obtained by machining. As a tensile test for the prepared tensile test piece, a tensile test was performed at a tensile speed of 10 mm/min at room temperature, and the joint tensile strength was recorded. This value was taken as the post-corrosion tensile strength.
  • the base material tensile strength was measured by the following method.
  • a tensile test piece according to JIS Z 2241 was obtained by machining from a base material steel plate having a size (for example, 200 mm x 300 mm x plate thickness) that allows sufficient extraction of a tensile test piece.
  • a tensile test for the prepared tensile test piece a tensile test was performed at a tensile speed of 10 mm/min at room temperature, and the joint tensile strength was recorded. This value was taken as the base material tensile strength.
  • the evaluation of "rust prevention" shown in Table 3 was performed as follows. For the welded joint after the accelerated corrosion test, the surface of the weld bead 6 in the area excluding the bead start and end 10 (each length 15 mm) of the weld bead 6 was photographed from directly above (see FIG. 3), and the unit An average rusted area per length (mm 2 /10 mm) was calculated. The values obtained are shown in Table 3.
  • the evaluation of rust prevention was based on the following criteria. When the average rusted area was greater than 95 (mm 2 /10 mm) and 100 (mm 2 /10 mm) or less, it was evaluated that the rust prevention effect after corrosion was excellent.
  • the average rusted area was greater than 50 (mm 2 /10 mm) and 95 (mm 2 /10 mm) or less, it was evaluated that the post-corrosion rust prevention effect was superior. Furthermore, when the average rusted area was 50 (mm 2 /10 mm) or less, it was evaluated that the rust prevention effect after corrosion was further excellent.
  • the above effect can be obtained by using either the welding wire for ultra high tensile strength (wire symbols W1 and W2 in Table 4) or the welding wire for mild steel (wire symbol W3 in Table 4). I was able to confirm that I have.
  • the graph in FIG. 7 shows the relationship between the throat thickness of the welded portion, the slag coverage area ratio, and the ratio of the joint tensile strength to the base metal tensile strength (strength ratio) in this example.
  • the joint strength was improved by appropriately controlling the throat thickness and reducing the slag covering area ratio by reducing the oxidizing gas contained in the shielding gas. .

Abstract

アーク溶接継手およびアーク溶接方法を提供する。本発明のアーク溶接継手は、少なくとも２枚の鋼板を重ねてアーク溶接された溶接部を有し、溶接部におけるのど厚をａ、鋼板のうち上板の板厚をｔとしたとき、のど厚および上板が０．５×ｔ≦ａ≦１．８×ｔの関係を満たし、かつ、溶接部のビード止端部から溶接金属方向に２．０ｍｍまでの領域およびビード止端部から母材方向に２．０ｍｍまでの領域における、溶接ビードの表面積をビード止端部表面積ＳTOE、ビード止端部表面積ＳTOEのうちのスラグで覆われた領域の面積をスラグ表面積ＳSLAGとしたとき、ＳRATIO＝１００×ＳSLAG／ＳTOEで算出されるスラグ被覆面積率ＳRATIOが５０％以下である。

Description

アーク溶接継手およびアーク溶接方法
　本発明は、自動車用部材等に好適な継手強度に優れたアーク溶接継手、およびそれを得るためのアーク溶接方法に関するものである。
　近年、自動車に対して、車体の安全性および信頼性の向上を目的とした、自動車に採用される様々な部材の高強度化および高剛性化と、燃費改善を目的とした部材の軽量化とを両立するニーズが高まっている。これにより、高強度鋼板の適用による部材鋼板の薄肉化が進められている。
　溶接継手の製造方法としては、２枚の鋼板を重ね合わせた状態で隅肉アーク溶接を行う重ね隅肉アーク溶接法が広く適用されている。自動車に採用される様々な部材は、繰返し荷重を伴う環境で使用されるため、疲労強度の確保が求められ、同時に衝突安全性の観点から十分な静的強度も重要となる。特に腐食環境下で使用される部材では、経時に伴って腐食領域が拡大するとともに、腐食が板厚方向にも進行していくことによって溶接継手の溶接部とその近傍における板厚が減少するため、部材強度の確保が困難になる。
　例えば、特許文献１には、アーク溶接重ね継手において、溶接金属の強度が高強度材からなる母材強度以上であり、かつ過大な負荷がかかったときに、溶接金属で破壊せず母材で破壊する、破壊形態を改善したアーク溶接重ね継手構造物が開示されている。この技術は、脚長および理論のど厚を規定した重ね継手において、鋼板の引張強度（ＴＳ）を６４０ＭＰａ以上とし、鋼板ならびに溶接金属のＣｅｑおよび硬さを規定することによって、破壊形態を改善するものである。
特許第３９０５８７６号公報
　しかしながら、特許文献１に開示された技術では、引張強度が６４０ＭＰａ以上の鋼板を使用する必要があり、自動車の足回り部材に適用されている６４０ＭＰａ未満の鋼板については、その効果が示されていない。また、特許文献１では、腐食が生じていない溶接継手を対象としており、腐食環境下で継手強度低下が生じる場合において、所望の継手特性が得られるかについては検討されていない。
　本発明は、これらの課題を鑑みてなされたものであり、溶接部の発錆を抑制でき、腐食が進行する環境下においても優れた継手強度を有するアーク溶接継手、およびそれを得るためのアーク溶接方法を提供することを目的とする。
　本発明者らは、上記した課題を解決するために、鋼製の部材の溶接部における発錆を抑制し、かつ腐食が進行する環境下においても溶接部の継手強度を向上する手法について、鋭意研究を重ねた。
　本発明者らは、母材鋼板の板厚に応じたのど厚を規定することにより、溶接部の許容応力を確保でき、溶接線に垂直な方向に引張荷重がかかった場合でも十分な継手強度が得られるとの知見を得た。また、溶接部、特に溶接止端部に付着するスラグを低減することにより、溶接部の発錆を抑制でき、腐食による継手強度低下を抑制できると考えた。
　本発明は、上記の知見に基づき更に検討を重ねて完成されたものであり、その要旨は以下のとおりである。
［１］　少なくとも２枚の鋼板を重ねてアーク溶接された溶接部を有するアーク溶接継手であって、
　前記溶接部におけるのど厚をａ（ｍｍ）、前記鋼板のうち上板の板厚をｔ（ｍｍ）としたとき、前記のど厚および前記上板が、０．５×ｔ≦ａ≦１．８×ｔの関係を満たし、
かつ、前記溶接部のビード止端部から溶接金属方向に２．０ｍｍまでの領域および前記ビード止端部から母材方向に２．０ｍｍまでの領域における、溶接ビードの表面積をビード止端部表面積ＳTOE（ｍｍ2）、前記ビード止端部表面積ＳTOEのうちのスラグで覆われた領域の面積をスラグ表面積ＳSLAG（ｍｍ2）としたとき、（１）式で算出されるスラグ被覆面積率ＳRATIO（％）が５０％以下である、アーク溶接継手。
ＳRATIO＝１００×ＳSLAG／ＳTOE　…（１）
［２］　前記溶接ビードのビード始終端部を除く前記溶接部における前記のど厚の最大値をａmax（ｍｍ）、最小値をａmin（ｍｍ）としたとき、前記のど厚の最大値および前記のど厚の最小値が、ａmax／ａmin≦１．５の関係を満たす、［１］に記載のアーク溶接継手。
［３］　［１］または［２］に記載のアーク溶接継手を得るためのアーク溶接方法であって、
　少なくとも２枚の鋼板を重ねてアーク溶接して溶接部を形成するに際し、
Ａｒガスおよび酸化性ガスからなり、かつ、前記酸化性ガスが（２）式の関係を満たすシールドガスを使用する、アーク溶接方法。
２×[Ｏ2]＋[ＣＯ2]≦５　…（２）
ただし、[Ｏ2]はシールドガス中のＯ2の体積％であり、[ＣＯ2]はシールドガス中のＣＯ2の体積％である。
［４］　前記アーク溶接では、溶接速度をｖt（ｃｍ／ｍｉｎ）、ワイヤ送給速度をｖw（ｃｍ／ｍｉｎ）としたとき、前記溶接速度および前記ワイヤ送給速度が、５≦ｖw／ｖt≦３５の関係を満たす、［３］に記載のアーク溶接方法。
［５］　前記アーク溶接では、前記鋼板と溶接ワイヤが断続的に短絡し、
　前記短絡の平均短絡周波数ＦAVE（Ｈｚ）が２０～３００Ｈｚであり、かつ前記短絡の最大短絡周期ＴCYC（ｓ）が１．５ｓ以下である、［３］または［４］に記載のアーク溶接方法。
［６］　前記アーク溶接では溶接電流としてパルス電流を使用し、
前記パルス電流のピーク電流をＩPEAK（Ａ）、ベース電流をＩBASE（Ａ）、ピーク期間をｔPEAK（ｍｓ）、立ち上がり期間をｔUP（ｍｓ）、立ち下がり期間をｔDOWN（ｍｓ）、および前記鋼板とコンタクトチップとの距離をＬ（ｍｍ）としたとき、（３）式で算出されるＸ（Ａ・ｓ／ｍ）の値が５０≦Ｘ≦２５０を満たす、［３］～［５］のいずれか１つに記載のアーク溶接方法。
Ｘ＝（ＩPEAK×ｔPEAK／Ｌ）＋（ＩPEAK＋ＩBASE）×（ｔUP＋ｔDOWN）／（２×Ｌ）…（３）
［７］　前記アーク溶接では、溶接ワイヤとしてソリッドワイヤを使用する、［３］～［６］のいずれか１つに記載のアーク溶接方法。
　本発明によれば、母材鋼板の板厚に応じたのど厚を規定することによって溶接部の許容応力を確保し、かつ、溶接部のスラグ付着量を低減することによって発錆を抑制することで、腐食が進行する環境下においても安定して優れた継手強度を有するアーク溶接継手を得ることができる。また本発明によれば、この溶接継手を得るアーク溶接方法を提供することができる。
図１は、本発明を重ね隅肉溶接に適用する例を模式的に示す斜視図である。 図２（Ａ）および図２（Ｂ）は、図１中の溶接ワイヤとその周辺を拡大して示す断面図であり、短絡移行の様子を示す概略図である。 図３は、図１の重ね隅肉溶接で形成される溶接ビードの溶接ビード止端部および溶接ビードの始終端部を模式的に示す斜視図である。 図４（Ａ）および図４（Ｂ）は、本発明のアーク溶接継手における溶接部を模式的に示す概略図である。 図５は、図４（Ａ）に示すアーク溶接継手のＡ－Ａ線断面図であり、溶接ビード止端部およびその周辺を模式的に示す図である。 図６は、溶接電流として供給するパルス電流波形の一例を示すグラフである。 図７は、溶接部ののど厚およびスラグ被覆面積率と、母材引張強度に対する継手引張強度の比率との関係を示すグラフである。
　図１～７を参照して、本発明のアーク溶接継手およびアーク溶接方法について説明する。ここでは、一例として、本発明を重ね隅肉溶接に適用する実施形態について説明する。ただし、本発明は重ね隅肉溶接に限定されず、様々な溶接技術（たとえば突合せ溶接等）にも適用できる。
　まず、図１～図３を参照して、本発明の技術思想について説明する。図１～図３には、２枚の鋼板をアーク溶接で重ね隅肉溶接する一例を示す。なお、図１～図３に示す例のように、２枚の鋼板を重ね合わせてアーク溶接する場合には、上側の鋼板が上板であり、下側の鋼板が下板である。３枚以上の鋼板を重ね合わせる場合には、最も上に配置される鋼板が上板となる。
　本発明では、例えば図１に示されるように、溶接トーチ２の中心部を通って溶接トーチ２から鋼板３へ連続的に送給される溶接ワイヤ１と鋼板３とを電極とし、溶接電源（図示せず）から溶接電圧が印加される。上記の「溶接トーチ２から鋼板３へ」とは、詳しくは「溶接トーチ２から、母材である鋼板３を２枚重ねて形成した段差のすみ部４からなる溶接線へ」ということを指す。溶接トーチ２内から供給されるシールドガス（図示せず）の一部が電離し、プラズマ化することで、溶接ワイヤ１と鋼板３との間にアーク５が形成される。また、シールドガスのうち、電離を生じずに溶接トーチ２から鋼板３へ流れる分は、アーク５および鋼板３が溶融して形成される溶融池（図１では図示せず）を外気から遮断する役割を持つ。アーク５の熱エネルギーによって、溶接ワイヤ１の先端部が溶融して溶滴となり、該溶滴が、電磁力や重力等によって溶融池へと輸送される。この現象が、溶接トーチ２または鋼板３の移動に伴って連続的に生じることで、溶接線の後方では溶融池が凝固し、溶接ビード６が形成される。これにより、２枚の鋼板の接合が達成される。
　このように接合されたアーク溶接継手では、のど厚と上板の板厚との比率（すなわち、上板の板厚に対するのど厚の割合）が小さい場合、溶接ワイヤの溶着量が不足し、のど断面積が小さくなるため、溶接部にかかる応力が増加する問題がある。一方、該比率が大きすぎる場合、溶接ワイヤの溶着量が過多となり、溶接ビードが凸形状となるため、溶接止端部における応力集中が増加する問題がある。
　この問題を解消するために、本発明では、上板である母材鋼板の板厚に応じたのど厚を規定することに着目した（図５を参照）。具体的には、のど厚をａ（ｍｍ）、上板である母材鋼板の板厚をｔ（ｍｍ）としたとき、０．５×ｔ≦ａ≦１．８×ｔの関係を満たすことで、溶接部における応力集中を緩和することができることに着目した。
　そこで、本発明では、板厚に応じたのど厚を規定することにより、溶接線に垂直な方向に引張荷重がかかった場合でも、溶接金属における応力集中を緩和させ、その結果、十分な継手強度を有するアーク溶接継手が得られることを見出した。
　また、のど厚を板厚に応じて管理するためには、溶接時における単位長さ当たりの溶接ワイヤの溶着量を制御することが有効であることが分かった。そこで、本発明では、後述のように、溶接速度およびワイヤ送給速度の関係に着目した。
　更に本発明では、上述したように、腐食環境下であっても継手強度を向上させる観点から、溶接部、特に溶接止端部における発錆を抑制することにも着目した。
　図１に示すように、２枚の鋼板３を重ね合わせて、アーク溶接で重ね隅肉溶接を行なう際、シールドガスに混入するＯ2もしくはＣＯ2がアーク５によって加熱されて、（６）式もしくは（７）式に示す反応が進行する。
Ｏ2→２[Ｏ]　…（６）
ＣＯ2→ＣＯ＋[Ｏ]　…（７）
　このような分解反応で生成した酸素は、溶融メタル７や溶融池８に溶解（図２（Ａ）および図２（Ｂ）を参照）し、冷却されて溶接金属として凝固する際に、気泡となって溶接金属内に残留する。また、酸素と鉄の酸化反応が進行して、溶接金属の機械的性能を劣化させる場合がある。
　この問題を解消するために、溶接ワイヤ１や鋼板３にＳｉ、Ｍｎ、Ｔｉ等の非鉄元素を脱酸剤として添加したものが使用される。つまり、（６）式もしくは（７）式の反応で生成した酸素をＳｉＯ2、ＭｎＯ、ＴｉＯ2等からなるスラグとして排出することによって、酸素と鉄の反応を抑制する。
　しかし、溶融池８の表面に排出されたスラグは、その後の冷却過程において凝集し、溶接ビード６の表面とビード止端部９（図３を参照）に付着して凝固する。このようにしてビード止端部９にスラグが付着したアーク溶接継手では、化成処理（たとえばリン酸亜鉛処理等）を施しても、絶縁体であるスラグ領域においてリン酸亜鉛結晶からなる化成処理層が形成されない。そして、化成処理層で覆われない領域では、電着塗装を施しても塗膜の形成が不十分になったり、塗膜の密着性が不十分となるので、耐食性が著しく低下する。その結果、発錆と腐食の進展に起因する板厚の減少を引き起こす。したがって、脱酸剤を添加した溶接ワイヤ１や鋼板３を用いて、溶接金属の機械的性能の劣化を防止しつつ、スラグの生成を抑制する必要がある。
　具体的には、溶接金属の機械的性能を確保するための添加元素は低減させることなく、上記のスラグ生成反応（酸化反応）を抑制するために、シールドガスに含まれる酸化性ガスを規定する。スラグ生成反応を抑制することで、電着塗装における塗膜不良が低減し、これにより、耐食性が向上することで、腐食環境下でも発錆と腐食の進展を防ぐことができる。
　すなわち、本発明では、上述のようにシールドガスに含まれる酸化性ガスを規定することによってＯ2やＣＯ2の混入量を低減させ、その結果、溶接部、特に溶接止端部に付着するスラグの生成を抑制する。これにより、発錆を抑制でき、腐食による継手強度の低下を抑制できることを見出した。
　ここで、図３を用いて、溶接ビード６におけるビード止端部９およびビード始終端部１０を説明する。図３に示すように、本発明において「ビード始終端部」とは、ビード始端部とビード終端部をそれぞれ含む領域を指す。「ビード始端部」とは、ビード始端（溶接開始位置）から溶接線上をビード終端（溶接終了位置）方向へ１５ｍｍまでの領域であり、「ビード終端部」とは、ビード終端から溶接線上をビード始端方向へ１５ｍｍまでの領域である。また、本発明において「ビード止端部」とは、溶接ビードの溶接線に垂直な方向の溶接金属と未溶融の母材鋼板との境界を指す。「溶接線」とは、溶接ビード６の溶接方向に平行な線を指す。
　次に、図４および図５を参照して、本発明のアーク溶接継手について説明する。
図４（Ａ）には、図１の重ね隅肉溶接で形成されるアーク溶接継手の溶接ビード６の斜視図を示し、図４（Ｂ）には該アーク溶接継手の平面図を示す。図５には、図４（Ａ）に示すアーク溶接継手のＡ－Ａ線断面を正面視した一部拡大図を示す。
　本発明のアーク溶接継手は、上述のように、少なくとも２枚の鋼板を重ねてアーク溶接されたアーク溶接継手である。このアーク溶接継手は、溶接部におけるのど厚をａ（ｍｍ）、鋼板のうち上板の板厚をｔ（ｍｍ）としたとき、該のど厚および該上板が、０．５×ｔ≦ａ≦１．８×ｔの関係を満たし、かつ、該溶接部のビード止端部から溶接金属方向に２．０ｍｍまでの領域および該ビード止端部から母材方向に２．０ｍｍまでの領域における、溶接ビードの表面積をビード止端部表面積ＳTOE（ｍｍ2）、該ビード止端部表面積ＳTOEのうちのスラグで覆われた領域の面積をスラグ表面積ＳSLAG（ｍｍ2）としたとき、（１）式で算出されるスラグ被覆面積率ＳRATIO（％）が５０％以下である。
ＳRATIO＝１００×ＳSLAG／ＳTOE　…（１）
　溶接部におけるのど厚ａと上板の板厚ｔとの関係：０．５×ｔ≦ａ≦１．８×ｔ
　図５にはビード止端部９およびその周辺の概略図を示しており、図５中に示す距離ａ（ｍｍ）がのど厚であり、ｔ（ｍｍ）が上板の板厚である。のど厚ａ（ｍｍ）が（０．５×ｔ）（ｍｍ）未満の場合、溶接ワイヤの溶着量が不足し、のど断面積が小さくなるため、溶接部にかかる応力が増加する問題がある。したがって、本発明では、のど厚ａ（ｍｍ）は（０．５×ｔ）（ｍｍ）以上とする。のど厚ａ（ｍｍ）は、好ましくは（０．６×ｔ）（ｍｍ）以上とし、より好ましくは（０．６５×ｔ）（ｍｍ）以上とし、さらに好ましくは（０．９５×ｔ）（ｍｍ）以上とする。一方、のど厚ａ（ｍｍ）が（１．８×ｔ）（ｍｍ）より大きい場合、溶接ワイヤの溶着量が過多となり、溶接ビードが凸形状となるため、ビード止端部９における応力集中が増加する問題がある。したがって、本発明では、のど厚ａ（ｍｍ）は（１．８×ｔ）（ｍｍ）以下とする。のど厚ａ（ｍｍ）は、好ましくは（１．６×ｔ）（ｍｍ）以下とし、より好ましくは（１．５×ｔ）（ｍｍ）以下とする。
　上記した「のど厚ａ」は、後述の実施例に記載ように、次の方法で測定することができる。具体的には、溶接ビード６のビード始終端部１０（各々長さ１５ｍｍ）を除いた領域において、溶接ビード６の任意の８箇所における溶接線に垂直な板厚方向断面で、のど厚を測定する。図５に示すように、溶接ビード６の任意の８箇所を溶接線に垂直な板厚方向で切断し、ナイタール腐食を施し、その後、光学顕微鏡（倍率１０倍）により断面撮影を行い、各々ののど厚を求め、それらの平均値を「のど厚ａ（ｍｍ）」とする。図５に示す例では、鋼板３のうち上板の下面と溶接金属６との境界から溶接金属表面までの最短距離をのど厚としている。図５に示した点線の円は、該最短距離の範囲を示す。上記の「下面」とは、鋼板３の上板と下板の重ね合わせ面を指す。
　スラグ被覆面積率ＳRATIO（％）：５０％以下
　図４に示すように、溶接部のビード止端部９を含む所定領域の表面積をビード止端部表面積ＳTOE（ｍｍ2）とし、ビード止端部表面積ＳTOEのうちのスラグ１１で覆われた領域の面積をスラグ表面積ＳSLAG（ｍｍ2）としたとき、上記の（１）式で算出されるスラグ被覆面積率ＳRATIO（％）が５０％以下である。溶接時に生成するスラグ１１がそのスラグ被覆面積率５０％を超えて溶接ビード６の表面に付着すると、アーク溶接継手を化成処理に供しても、化成処理層が十分に形成されず、電着塗装を施しても塗膜の形成不良や、塗膜の密着性低下が生じる。このため、腐食環境下での発錆および減肉が容易となり、その結果、継手強度が低下する場合がある。スラグの生成量が減少すると溶接ビード６の表面におけるスラグ１１の凝集が抑制されるため、化成処理性および電着塗装性が向上し、腐食による継手強度の低下の抑制につながる。そのため、スラグ被覆面積率ＳRATIOは、好ましくは４５％以下とし、より好ましくは４０％以下とする。
　上記した「ビード止端部表面積ＳTOE」とは、図４（Ａ）および図４（Ｂ）に示すように、溶接部のビード止端部９から溶接線に対して垂直な溶接金属方向に２．０ｍｍまでの領域およびビード止端部９から溶接線に対して垂直な母材方向に２．０ｍｍまでの領域における、溶接ビード６の表面積を指す。すなわち、図４（Ａ）および図４（Ｂ）に示す例では、ビード止端部９を中心とした４．０ｍｍの領域における溶接ビード６の表面積となる。また、「スラグ表面積ＳSLAG」とは、図４（Ａ）および図４（Ｂ）に示すように、ビード止端部表面積ＳTOEを求めた領域内（図４に示す例では、ビード止端部９を中心とした４．０ｍｍの領域内）において、ビード止端部表面積ＳTOEのうちのスラグ１１で覆われた領域の面積の合計を指す。ビード止端部表面積ＳTOEおよびスラグ表面積ＳSLAGは、後述する実施例に記載の方法で求めることができる。
　なお、非導電性であるスラグの生成量が低下するほど、化成処理性および電着塗装性が良好となるため、スラグ被覆面積率ＳRATIOは小さいほど好ましいことから、下限は特に規定しない。スラグ被覆面積率ＳRATIOは、０．１％以上とすることが好ましく、０．５％以上とすることがより好ましく、１．０％以上とすることがさらに好ましい。
　このように、溶接部におけるのど厚ａおよびスラグ被覆面積率ＳRATIOを上記した範囲内にすることで、上述の効果が得られる。図７のグラフには、のと厚およびスラグ被覆面積率と、母材引張強度に対する継手引張強度の比率（強度比）との関係を示す。詳細は後述するが、図７に示されるように、のど厚を適切に制御し、かつ、シールドガス中に含まれる酸化性ガスを低減することで、スラグの被覆面積率を減少させ、継手強度を向上させることができる。
　溶接線に垂直な方向に引張荷重がかった場合の応力集中をより一層効果的に緩和するためには、上記構成に加えて、溶接ビード６の形状を安定させることが望ましい。
そこで、本発明では、図４および図５に示すように、溶接ビード６のビード始終端からそれぞれ１５ｍｍまでの領域（ビード始終端部１０）を除いた溶接部におけるのど厚ａのばらつきが、所定の範囲内となるように制御することが好ましい。
　のど厚ａの最大値およびのど厚ａの最小値の比率（好適条件）
　溶接ビード６の溶接方向に平行な線（溶接線）に垂直な方向の断面での溶接部におけるのど厚の最大値をａmax（ｍｍ）とし、溶接部におけるのど厚の最小値をａmin（ｍｍ）としたとき、該のど厚の最大値および最小値が、ａmax／ａmin≦１．５の関係を満たすことが好ましい。ただし、ａmax／ａminの最小値は１である。溶接部におけるのど厚のばらつきを小さくする（すなわちａminに対するａmaxの割合を小さくする）ことによって、応力集中を緩和することができる。その結果、継手強度に優れたアーク溶接継手を得ることができる。ａmax／ａminは、好ましくは1．０１以上とし、より好ましくは１．０５以上とする。ａmax／ａminは、好ましくは１．４以下とし、より好ましくは１．３以下とする。
　上記した「のど厚の最大値ａmax」および「のど厚の最小値ａmin」は、後述の実施例に記載のように、次の方法で測定することができる。具体的には、溶接ビード６のビード始終端部１０（各々長さ１５ｍｍ）を除いた領域において、溶接ビード６の任意の８箇所における溶接線に垂直な板厚方向断面で、のど厚を測定する。具体的には図５に示すように、溶接ビード６の任意の８箇所を溶接線に垂直な板厚方向で切断し、ナイタール腐食を施し、その後、光学顕微鏡（倍率１０倍）により断面撮影を行い、各々ののど厚を求める。それらの値のうち最大値を「のど厚の最大値ａmax（ｍｍ）」とし、それらの値のうち最小値を「のど厚の最小値ａmin（ｍｍ）」とする。
　なお、本発明のアーク溶接継手に用いる鋼板は、引張強度が４４０ＭＰａ以上である高強度の鋼板であることが好ましい。
該鋼板の引張強度の上限は特に規定しない。自動車用部材に適用する観点からは、引張強度は１２００ＭＰａ以下とすることが好ましい。
　次に、本発明のアーク溶接継手を製造するためのアーク溶接方法の一実施形態について説明する。なお、アーク溶接については図１を用いて既述しているため、ここでの説明は省略する。
　本発明では、アーク溶接継手におけるのど厚ａおよび上板の板厚ｔの関係と、スラグ被覆面積率ＳRATIO（％）とを上記した範囲内にするために、アーク溶接の溶接条件を以下のように制御することが重要である。
　本発明のアーク溶接では、シールドガスとして、Ａｒガスおよび酸化性ガスからなり、かつ、該酸化性ガスが（２）式の関係を満たすものを使用する。
２×[Ｏ2]＋[ＣＯ2]≦５　…（２）
ここで、（２）式において、[Ｏ2]はシールドガス中のＯ2の体積％であり、[ＣＯ2]はシールドガス中のＣＯ2の体積％である。
　逆極性でアーク溶接を行なうことによって、溶接ワイヤ１が陽極となり、鋼板３が陰極となる（図１を参照）。そして、溶接トーチ２の中心部を通って鋼板３へ連続的に供給される溶接ワイヤ１から溶接電圧が印加され、溶接トーチ２内から供給されるシールドガスの一部が電離してプラズマ化する。これによって、溶接ワイヤ１と鋼板３の間にアーク５が形成される。シールドガスの残部（すなわち電離せずに溶接トーチ２から鋼板３へ流れるガス）は、アーク５、溶融メタル７、溶融池８を外気から遮断する（図２を参照）。これによって、酸素の混入（すなわちスラグの生成）および窒素の混入（すなわちブローホールの生成）を防止する役割を持つ。
　溶接ワイヤ１の先端部は、アーク５の熱エネルギーによって溶融して溶融メタル７となり、その溶滴が電磁力や重力によって溶融池８へ輸送される。このとき、溶融メタル７が溶融池８から分離した状態（図２（Ａ）を参照）と、溶融メタル７が溶融池８に接触して電気的に短絡した状態（図２（Ｂ）を参照）とを規則的に繰り返す。そして、溶接ワイヤ１を溶接線の方向に移動させながら、この現象を連続的に生じさせることで、溶接線の後方で溶融池８が凝固して、溶接ビード６が形成される。
　シールドガスに含まれる酸化性ガスを規定し、溶融メタル７や溶融池８に混入する酸素を低減することで、スラグの生成を防止する効果が得られる。その結果、化成処理性および電着塗装性を向上させ、腐食環境下においても所定の範囲内となるのど厚を安定して得られる。
　この効果をより有効に得る観点から、本発明では、上述した溶接条件における「シールドガス」を、Ａｒガスおよび酸化性ガスからなるシールドガスとし、かつ、該酸化性ガスは（２）式の関係を満たすものとする。（２）式の左辺の値（すなわち、（ ２×[Ｏ2]＋[ＣＯ2] ）で算出される値）が５を超える場合、溶融メタル７や溶融池８に混入する酸素が増加し、溶接ビード表面におけるスラグ付着が増加する。その結果、化成処理性および電着塗装性が劣化する。よって、（２）式の左辺の値は５以下とする。好ましくは３以下とする。
本発明では、１００％Ａｒガスのシールドガスでも上述の効果を得られる。すなわち、（２）式の左辺の値が０の場合も含まれる。なお、この「１００％Ａｒガス」の条件として、Ａｒ純度が９９．９９％以上のものを指す。
　本発明では、このようにアーク溶接の溶接条件を制御することで、上記した溶接部を有するアーク溶接継手を得られる。なお、本発明効果をより一層有効に得る観点から、上記の溶接条件に加えて、以下の溶接条件を規定してもよい。
　のど厚を板厚に応じて管理するためには、溶接時の、単位長さ当たりの溶接ワイヤの溶着量を制御することも効果的である。上述のように、本発明では、溶接速度およびワイヤ送給速度との関係に着目した。
　具体的には、溶接速度をｖt（ｃｍ／ｍｉｎ）、ワイヤ送給速度をｖw（ｃｍ／ｍｉｎ）としたとき、５≦ｖw／ｖt≦３５の関係を満たすように制御することが好ましい。ｖw／ｖtの値が５未満の場合、溶接速度に対してワイヤの送給が少なくなるため、板厚に対する単位長さ当たりの溶接ワイヤの溶着量が過少となる。その結果、のど厚が小さくなる。一方、ｖw／ｖtの値が３５を超える場合、溶接速度に対してワイヤの送給が多くなるため、板厚に対する単位長さ当たりの溶接ワイヤの溶着量が過多となる。その結果、のど厚が大きくなる。ｖw／ｖtの値は、より好ましくは１０以上とし、より好ましくは３０以下とする。
　上述のように、シールドガスに含まれる酸化性ガスを低減させたアーク溶接では、スラグの生成量を減少させることが可能である。その一方で、陰極点が激しく変動することから、溶接ビード６が蛇行し易い場合、あるいは波打った形状となる場合がある。
　この欠点を解消するために、本発明のアーク溶接では、溶接ワイヤ１と鋼板３が断続的に短絡し、この短絡する周波数（以下、「短絡周波数」という）の平均値および短絡する周期（以下、「短絡周期」という）の最大値を次のように制御することが好ましい。具体的には、短絡周波数の平均値（平均短絡周波数）ＦAVE（Ｈｚ）を２０～３００Ｈｚとし、かつ、短絡周期の最大値（最大短絡周期）ＴCYC（ｓ）を１．５ｓ以下とすることが好ましい。
　アーク溶接における溶接ワイヤ１と鋼板３が断続的に短絡するものとし、かつ、該短絡が所定条件を満たすものとする理由は、次の通りである。
　溶接ワイヤ１の先端から生じる溶滴は、体積が大き過ぎても小さ過ぎても溶融池８が不安定になる。
　具体的には、平均短絡周波数ＦAVEが２０Ｈｚ未満の場合には、大粒の溶滴が溶融池８へ移動したり、短絡移行以外の溶滴移行形態（たとえばストリーミング移行等）が不規則に混在することとなる。一方、平均短絡周波数ＦAVEが３００Ｈｚを超える場合には、溶滴は小粒ではあるものの短絡に伴うアークの再点弧が過多となる。このような理由から、いずれの場合も溶融池８の乱れが生じ、溶接ビードの蛇行および波打ちをなくすのは困難である。すなわち、平均短絡周波数ＦAVEを２０～３００Ｈｚとすることによって、１回の短絡で溶融池８へ輸送される溶滴の体積を、溶接ワイヤ１と同一径の球体と同じ程度とすることが可能となる。その結果、溶滴の移動を安定させることに加えて、溶着量を均一にすることができ、これにより、安定して適正なのど厚を得ることができる。したがって、本発明では、短絡の平均短絡周波数ＦAVE（Ｈｚ）を２０～３００Ｈｚとすることが好ましい。
　なお、平均短絡周波数ＦAVEは、１回の短絡で溶融池８へ輸送される溶滴の体積のムラをなくし、溶接ビードの均一度を向上させる観点から、より好ましくは３５Ｈｚ以上とし、さらに好ましくは４５Ｈｚ以上とし、さらに一層好ましくは５０Ｈｚ以上とする。また、平均短絡周波数ＦAVEが大きいと、体積の小さい溶滴が短絡および再点弧時に大量のスパッタとして飛散する場合がある。このため、平均短絡周波数ＦAVEは、より好ましくは２５０Ｈｚ以下とし、さらに好ましくは２００Ｈｚ以下とし、さらに一層好ましくは１９０Ｈｚ以下とする。
上記の「平均短絡周波数ＦAVE」とは、アーク溶接継手を得るために行なう溶接パスの短絡周波数の平均値を指す。よって、溶接パスのアーク電圧の推移を測定機器（たとえばオシロスコープ等）で測定し、そのアーク電圧がゼロになる回数を計測し、その溶接に要した時間（ｓ）で回数を除した値（回／ｓ＝Ｈｚ）が、「平均短絡周波数」である。
　最大短絡周期ＴCYCが１．５ｓを超えると、溶滴移行が不安定化して、ビード幅や溶込み深さが不安定になる。すなわち、最大短絡周期ＴCYCを１．５ｓ以下とすることによって、良好な形状を有する溶接ビード６を得ることができる。したがって、本発明では、短絡の最大短絡周期ＴCYCを１．５ｓ以下とすることが好ましい。
上記の「最大短絡周期ＴCYC」とは、アーク溶接継手を得るために行なう溶接パスの短絡周期の中の最大値を指す。すなわち、溶接パスの各々の短絡周期が、いずれも１．５ｓを超えないことを意味する。
　なお、上述した平均短絡周波数ＦAVEを２０Ｈｚ以上とするためには、最大短絡周期ＴCYCは、１．０ｓ以下とすることがより好ましく、０．２ｓ以下とすることがさらに好まし、０．１０ｓ以下とすることがさらに一層好ましい。短絡の最大短絡周期ＴCYCは、平均短絡周波数ＦAVEが３００Ｈｚ以下となる範囲であればよいため、最大短絡周期ＴCYCの下限は特に規定しない。最大短絡周期ＴCYCは、０．００４ｓ以上とすることが好ましく、０．００８ｓ以上とすることがさらに好ましい。
　このように平均短絡周波数ＦAVEおよび最大短絡周期ＴCYCを所定範囲に制御することによって、Ａｒシールドガスを使用したシールドガス含まれる酸化性ガスを低減させたアーク溶接における溶滴の移動を、規則的に安定させることが可能となる。これにより、スラグ生成の抑制と安定したアーク放電を両立し、スラグ被覆面積率ＳRATIOが上述した範囲内となる溶接ビード６を得ることができる。
　なお、溶接条件の好ましい範囲としては、例えば、平均溶接電流：１５０～３００Ａ、平均アーク電圧：２０～３５Ｖ、溶接速度：３０～２００ｃｍ／ｍｉｎ、Ａｒガス流量：１０～２５Ｌｉｔｅｒ／ｍｉｎ、コンタクトチップと母材との間の距離（以下、「ＣＴＷＤ」と称する。）：５～３０ｍｍである。
　本発明では、平均短絡周波数および最大短絡周期を上記した範囲内に制御する手法は、特に限定しない。
　例えば、図６に示すようなパルス電流による電流波形制御を付与することが好ましい。具体的には、パルス電流のピーク電流をＩPEAK(Ａ)、ベース電流をＩBASE(Ａ)、ピーク期間をｔPEAK(ｍｓ)、立ち上がり期間をｔUP(ｍｓ)、立ち下がり期間をｔDOWN(ｍｓ)、ＣＴＷＤをＬ(ｍｍ)としたとき、式（３）で算出されるＸ(Ａ・ｓ／ｍ)の値が５０≦Ｘ≦２５０を満たすように制御する。これにより、安定した溶滴移行を実現することができ、溶接金属ののど厚a及びスラグ被覆面積率ＳRATIOが上述した範囲内となる溶接ビード６をより一層有効に得ることができる。
Ｘ＝（ＩPEAK×ｔPEAK／Ｌ）＋（ＩPEAK＋ＩBASE）×（ｔUP＋ｔDOWN）／（２×Ｌ）…（３）
　（３）式は、図６に示すようなパルス電流による電流波形制御を示す式である。
（３）式で算出されるＸ(Ａ・ｓ／ｍ)の値が小さすぎると、アーク５のふらつきや溶滴移行の不安定化が発生する場合がある。一方、Ｘの値が大きすぎると、溶接ワイヤ１が溶融池８へ突っ込んだり、成長した溶滴が短絡時に飛散して、ビード形状の劣化やスパッタ付着などを生じる場合がある。したがって、Ｘの値は、５０≦Ｘ≦２５０を満たすように制御することが好ましい。Ｘの値は、より好ましくは６０以上とし、さらに好ましくは８０以上とする。Ｘの値は、より好ましくは２３０以下とし、さらに好ましくは２００以下とする。
なお、Ｘの単位（Ａ・ｓ／ｍ）中の「ｓ」はセカンド（秒）であり、ｔPEAK、ｔUP、ｔDOWNの単位の「ｍｓ」は、ミリセカンド（＝１／１０００秒）である。
　鋼板３とコンタクトチップとの距離Ｌの値が小さすぎると、溶接トーチ２の損耗が激しく溶接が不安定化し、距離Ｌの値が過大であるとアーク５のふらつきが発生する。このため、式（３）において、Ｌの値は、５～３０ｍｍとすることが好ましい。Ｌの値は、より好ましくは８ｍｍ以上とし、より好ましくは２０ｍｍ以下とする。Ｌの値は、さらに好ましくは１０ｍｍ以上とし、さらに好ましくは１８ｍｍ以下とする。
　ＩPEAKの値は、過小であると十分な入熱が確保できずビード形状の劣化を生じ、過大であると溶落ちを引き起こしたり、スパッタの増加を招く。このため、式（３）において、ＩPEAKの値は、２５０～６００Ａが好ましい。ＩPEAKは、より好ましくは４００Ａ以上とし、より好ましくは５００Ａ以下とする。
　ＩBASEの値は、過小であるとアークが不安定化し、過大であると溶落ちを引き起こす。このため、式（３）において、ＩBASEの値は、３０～１２０Ａが好ましい。ＩBASEは、より好ましくは４０Ａ以上とする。ＩBASEは、より好ましくは１００Ａ以下とし、さらに好ましくは８０Ａ以下とする。
　ｔPEAKの値は、過小であると入熱を十分に確保できず、過大であると溶落ちを引き起こす。このため、式（３）において、ｔPEAKの値は、０．１～５．０ｍｓが好ましい。ｔPEAKは、より好ましくは１．０ｍｓ以上とし、より好ましくは４．０ｍｓ以下とする。ｔPEAKは、さらに好ましくは１．２ｍｓ以上とし、さらに好ましくは３．５ｍｓ以下とする。
　ｔUPおよびｔDOWNは、過小であるとアークのふらつきを誘発し、過大であるとビード形状の劣化を招く。このため、式（３）において、ｔUPおよびｔDOWNの値は、それぞれ０．１～３．０ｍｓが好ましい。ｔUPおよびｔDOWNは、それぞれ、より好ましくは０．５ｍｓ以上とし、より好ましくは２．５ｍｓ以下とする。さらに好ましくは０．８ｍｓ以上とし、さらに好ましくは２．０ｍｓ以下とする。
　Ｘの値を算出するための（３）式では使用しないが、パルス電流のベース期間をｔBASE（ｍｓ）としたとき、ｔBASEが過小であると溶滴が小さすぎ、過大であると溶滴が大きくなりすぎる。そのため、いずれの場合でも溶接が不安定化する。よって、ｔBASEは０．１～１０．０ｍｓが好ましい。ｔBASEは、より好ましくは１．０ｍｓ以上とし、より好ましくは８．０ｍｓ以下とする。ｔBASEは、さらに好ましくは１．５ｍｓ以上とし、さらに好ましくは６．０ｍｓ以下とする。
　なお、本発明では、パルス電流の毎周期に１短絡を起こさせる必要はなく、１パルス～数パルスで１短絡を起こさせればよい。また、１パルス～数パルスで１短絡を生じさせることができるのであれば、パルス電流のパルス周波数は、特に限定しない。
　本発明で、パルス電流を規定する狙いは、（ｉ）ベース期間において低電流とすることでアークのふらつきを抑制しながら溶滴の安定成長を促進すること、（ii）ピーク期間から立ち下がり期間にかけて、電磁力やＡｒシールドガスのせん断力によって、成長した溶滴をワイヤから離脱させるのではなく、成長した溶滴を溶融池へと押し下げることで短絡を促進すること、にある。
　本発明のアーク溶接方法では、酸素の供給や特別な元素の添加を必要としない。このため、溶接ワイヤとして、フラックス入りワイヤに比べてより安価であるソリッドワイヤを使用することで、プロセスの低コスト化を実現できる。本発明では、ソリッドワイヤのワイヤ組成（ワイヤの成分組成）を特に限定しない。
　好適なソリッドワイヤとして、例えば、Ｃ：０．０２０～０．１５０質量％、Ｓｉ：０．２０～１．００質量％、Ｍｎ：０．５０～２．５０質量％、Ｐ：０．０２０質量％以下、Ｓ：０．０３質量％以下を含有するソリッドワイヤが挙げられる。このようなワイヤ組成であれば、適宜成分調整することにより、軟鋼～超ハイテンの広範囲の鋼種のアーク溶接に適用することができる。ソリッドワイヤの直径は、０．４ｍｍ～２．０ｍｍとすることが好ましい。
　以下に、ソリッドワイヤのワイヤ組成を上記した範囲とする理由について説明する。
　Ｃ：０．０２０～０．１５０質量％
　Ｃは、溶接金属の強度を確保するのに必要な元素であり、溶融メタルの粘性を低下させて流動性を向上させる効果がある。しかし、Ｃ含有量が０．０２０質量％未満では、溶接金属の強度を確保できない。一方、Ｃ含有量が０．１５０質量％を超えると、溶接金属の靭性が低下する。したがって、Ｃ含有量は０．０２０～０．１５０質量％が好ましい。Ｃ含有量は、より好ましくは０．０５０質量％以上であり、より好ましくは０．１０質量％以下である。
　Ｓｉ：０．２０～１．００質量％
　Ｓｉは、脱酸作用を有する一方で、適当量の添加によって溶接金属の焼入れ性を高め、溶接金属の靭性、強度向上に寄与する元素である。ＭＩＧ溶接ではＡｒシールドガスによって溶接金属への酸素の混入を抑制することができる。Ｓｉによる脱酸作用は特段必要ないが、Ｓｉ含有量が０．２０質量％未満では、溶接施工時に溶滴や溶融プールが揺動し、スパッタが多量に発生する。一方、Ｓｉ含有量が１．００質量％を超えると、溶接金属の靭性が低下する。したがって、Ｓｉ含有量は０．２０～１．００質量％が好ましい。Ｓｉ含有量は、より好ましくは０．３０質量％以上であり、より好ましくは０．９０質量％以下である。
　Ｍｎ：０．５０～２．５０質量％
　Ｍｎは、Ｓｉと同様に脱酸作用を有するとともに、溶接金属の機械的性質を向上させる元素である。しかし、Ｍｎ含有量が０．５０質量％未満では、溶接金属中に残留するＭｎ量が不足して十分な強度と靭性が得られない。一方、Ｍｎ含有量が２．５０質量％を超えると、溶接金属の靭性が低下する。したがって、Ｍｎ含有量は０．５０～２．５０質量％が好ましい。Ｍｎ含有量は、より好ましくは０．８０質量％以上であり、より好ましくは１．８０質量％以下である。
　Ｐ：０．０２０質量％以下
　Ｐは、製鋼工程および鋳造工程で鋼中に不純物として混入する元素であり、溶接金属の耐高温割れ性を低下させる元素であり、可能な限り減少させることが好ましい。とくに、Ｐ含有量が０．０２０質量％を超えると、溶接金属の耐高温割れ性が著しく低下する。したがって、Ｐ含有量は０．０２０質量％以下が好ましい。Ｐ含有量は、より好ましくは０．０１０質量％以下である。溶接金属の耐高温割れ性の観点から、Ｐ含有量の下限は特に規定せず、０質量％も含まれる。Ｐ含有量は、好ましくは０．００１質量％以上とする。
　Ｓ：０．０３質量％以下
　Ｓは、鋼素線に不可避的に含有される不純物であり、溶接金属の耐高温割れ性を低下させる元素であり、可能な限り減少させることが好ましい。とくに、Ｓ含有量が０．０３質量％を超えると、溶接金属の高温割れが発生し易くなる。したがって、Ｓ含有量は０．０３質量％以下が好ましい。Ｓ含有量は、より好ましくは０．０１５質量％以下である。溶接金属の耐高温割れ性の観点から、Ｓ含有量の下限は特に規定せず、０質量％も含まれる。Ｓ含有量は、好ましくは０．００１質量％以上とする。
　また、ソリッドワイヤは、上記のワイヤ組成に加えて、必要に応じて、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｔｉ、Ｍｏのうちから選択された１種または２種以上を適宜含有してもよい。
　Ｎｉは、溶接金属の強度を増加し、耐候性を向上させる元素である。しかし、Ｎｉ含有量が０．０２質量％未満であると、このような効果は得られない。一方、Ｎｉ含有量が３．５０質量％を超えると、溶接金属の靭性の低下を招く。したがって、Ｎｉを添加する場合、Ｎｉ含有量は０．０２～３．５０質量％が好ましい。
　Ｃｒは、Ｎｉと同様、溶接金属の強度を増加し、耐候性を向上させる元素である。しかし、Ｃｒ含有量が０．０１質量％未満であると、このような効果は得られない。一方、Ｃｒ含有量が１．５０質量％を超えると、溶接金属の靭性の低下を招く。したがって、Ｃｒを添加する場合、Ｃｒ含有量は０．０１～１．５０質量％が好ましい。
　Ｔｉは、脱酸剤として作用し、かつ溶接金属の強度と靭性を向上させる元素である。また、Ｔｉは、アークを安定させて、スパッタを減少させる効果も有する。しかしＴｉ含有量が０．１５質量％を超えると、溶接施工時に溶滴が粗大になり大粒のスパッタが発生するばかりでなく、溶接金属の靭性が著しく低下する。したがって、Ｔｉを添加する場合、Ｔｉ含有量は０．１５質量％以下が好ましい。
　Ｍｏは、溶接金属の強度を向上させる元素であるが、その含有量が０．８質量％を超えると、溶接金属の靭性が低下する。したがって、Ｍｏを添加する場合、Ｍｏ含有量は０．８質量％以下が好ましい。
　ソリッドワイヤのワイヤ組成の残部は、Ｆｅおよび不可避的不純物である。
　なお、ワイヤ組成の不可避的不純物としてＮ、Ｃｕが挙げられる。Ｎは、鋼材を溶製する段階や鋼素線を製造する段階で不可避的に混入する不純物であり、溶接金属の靭性に悪影響を及ぼす。このため、Ｎ含有量は０．０１質量％以下に抑えることが好ましい。Ｃｕは、鋼素線に不可避的に含有される不純物であり、溶接金属の靭性を低下させる元素である。特にＣｕ含有量が３．０質量％を超えると、溶接金属の靭性が著しく低下する。このため、Ｃｕ含有量は３．０質量％以下が好ましい。
　以上説明したように、本発明によれば、鋼製の部材の溶接部における、板厚に応じたのど厚を規定して溶接部の応力集中を緩和し、かつ溶接部のスラグ付着量を低減して発錆を抑制することで、腐食が進行する環境下においても溶接部の継手強度の向上を図ることができる。スラグ付着量を低減できたことにより、腐食環境下であっても形状変化し難くなるので、のど厚を維持できる。更に本発明によれば、例えば、引張強さが４４０ＭＰａ以上である高強度の鋼板（たとえば４４０ＭＰａ級、５９０ＭＰａ級、９８０ＭＰａ級の鋼板）を用いて、上述した特性を有する各種部材を製造することができる。このように高強度の鋼板を用いることによって、部材の薄肉化を図ることもできる。
なお、本発明は、自動車用部材等に好適に用いられることから、高強度の鋼板の板厚は、０．８～４ｍｍであることが好ましい。
　以下、本発明の実施例について説明する。
　まず、表１に示す鋼板を２枚用いて、図１に示す重ね隅肉溶接を行ない、アーク溶接継手を作製した。溶接条件は、表２に示す条件とした。Ａｒガス流量は、１５Ｌｉｔｅｒ／ｍｉｎとした。表２中に「ワイヤ記号」として示す溶接ワイヤは、表４に示すワイヤ組成を有し、溶接ワイヤの直径が１．２ｍｍであるソリッドワイヤを用いた。なお、表４に示した「溶接ワイヤの成分組成」以外の成分は、Ｆｅおよび不可避的不純物である。表４に示すワイヤ記号「Ｗ１」は、ワイヤ組成の不可避的不純物としてＮを０．００５質量％、Ｃｕを０．２７質量％が含有される。
　作製したアーク溶接継手を用いて、アルカリ脱脂、表面調整、およびリン酸亜鉛系の化成処理を施し、溶接部以外の母材平板部の膜厚が１５μｍとなる条件でカチオン電着塗装を行った後、ＳＡＥ　Ｊ２３３４の腐食試験を６０サイクルまで実施した。
　溶接後の溶接ビードの形状は、次のように評価した。
　〔スラグ被覆面積率ＳRATIO〕
　ビード止端部表面積ＳTOEとスラグ表面積ＳSLAGは、溶接ビード６のビード始終端部１０（各々長さ１５ｍｍ）を除いた領域における溶接ビード６の表面を真上から撮影し（倍率：５倍）、得られた撮影画像を用いて、溶接ビードおよびスラグの上面からの投影面積を測定して算出した。この際、なお、溶接ビード６の長さが１３０ｍｍ未満である場合は、ビード始終端部１０を除く全長の表面を撮影した。溶接ビード６の長さが１３０ｍｍ以上である場合は、ビード始終端部１０を除いた任意の部位（長さ１００ｍｍ）における溶接ビード６の表面を撮影した。また、全長０．５ｍｍ以下のスラグは除外して求めた。
　図４および図５に示すように、ビード止端部９から溶接金属方向に２．０ｍｍまでの領域およびビード止端部９から母材方向に２．０ｍｍまでの領域における、溶接ビード６の表面積をビード止端部表面積ＳTOE（ｍｍ2）とした。このビード止端部表面積ＳTOEのうち、スラグ１１で覆われた領域の面積の合計をスラグ表面積ＳSLAG（ｍｍ2）とした。
　算出したビード止端部表面積ＳTOEおよびスラグ表面積ＳSLAGの値と、上記した（１）式とを用いて、スラグ被覆面積率ＳRATIOを求めた。求めたスラグ被覆面積率ＳRATIOを表３に示した。
　〔溶接部におけるのど厚〕
　溶接部におけるのど厚の測定は、溶接ビード６のビード始終端部１０（各々長さ１５ｍｍ）を除いた領域（図３を参照）で、溶接ビードの任意の８箇所における溶接線に垂直な板厚方向断面で行った。図５に示すように、溶接ビード６の任意の箇所を溶接線に垂直な板厚方向に切断し、ナイタール腐食を施し、その後、光学顕微鏡（倍率１０倍）により断面撮影を行い、各々ののど厚を求めた。ここでは、それらの平均値を「のど厚ａ（ｍｍ）」とした。また、上記のど厚ａの測定方法で測定した任意の８箇所ののど厚ａのうち、最大値を「のど厚ａの最大値ａmax（ｍｍ）」とし、最小値を「のど厚ａの最小値ａmin（ｍｍ）」とした。求めた各のど厚（ａ、ａman、ａmin）を表３に示した。
　表３に示す「継手強度」の評価は、次のように行った。
　継手引張強度の測定は、次の方法で行った。まず、腐食試験後のアーク溶接継手を浸漬用剥離剤に浸漬して電着塗装を剥離した後、ＩＳＯ８４０７に準拠して腐食生成物を除去した。次いで、機械加工により、ＪＩＳ　Ｚ　２２４１に記載の引張試験片を得た。作製した引張試験片の引張試験として、室温にて、引張速度１０ｍｍ／ｍｉｎの引張試験を実施し、継手引張強度を記録した。この値を腐食後引張強度とした。
　また、母材引張強度の測定は、次の方法で行った。引張試験片を十分採取可能な寸法（例えば、２００ｍｍ×３００ｍｍ×板厚）の母材鋼板から、機械加工により、ＪＩＳ　Ｚ　２２４１に記載の引張試験片を得た。作製した引張試験片の引張試験として、室温にて、引張速度１０ｍｍ／ｍｉｎの引張試験を実施し、継手引張強度を記録した。この値を母材引張強度とした。
　得られた各値を用いて、以下の基準により継手強度の評価を行い、評価Ａ、Ｂ、Ｆをそれぞれ付与した。表３に示す、「評価Ａ」とは、「（腐食後継手引張強度）／（母材引張強度）≧０．７０」の場合とした。「評価Ｂ」とは、「０．７０＞（腐食後継手引張強度）／（母材引張強度）≧０．６０」の場合とした。「評価Ｆ」とは、「（腐食後継手引張強度）／（母材引張強度）＜０．６０」の場合とした。評価Ａが最も優れ、続いて評価Ｂが優れるものとした。評価Ａ、Ｂを「合格」とし、評価Ｆを「不合格」とした。評価した結果を表３に示した。表３の「強度比」には（腐食後継手引張強度）／（母材引張強度）の値を示した。
　表３に示す「発錆防止」の評価は、次のように行った。
腐食促進試験後の溶接継手に対して、溶接ビード６のビード始終端部１０（各々長さ１５ｍｍ）を除いた領域における溶接ビード６の表面を真上から撮影し（図３を参照）、単位長さ当たりの平均発錆面積（ｍｍ2／１０ｍｍ）を算出した。得られた値を表３に示した。
　ここでは、発錆防止の評価は以下の基準とした。
平均発錆面積が９５（ｍｍ2／１０ｍｍ）より大きく１００（ｍｍ2／１０ｍｍ）以下の場合に、腐食後の発錆防止効果が優れると評価した。また、平均発錆面積が５０（ｍｍ2／１０ｍｍ）より大きく９５（ｍｍ2／１０ｍｍ）以下の場合に、腐食後の発錆防止効果がより優れると評価した。さらに、平均発錆面積が５０（ｍｍ2／１０ｍｍ）以下の場合に、腐食後の発錆防止効果がさらに優れると評価した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
　表２～表３から明らかなように、本発明例として示す溶接Ｎｏ．１～１７は、０．５×ｔ≦ａ≦１．８×ｔかつＳRATIOが５０％以下であった。これにより、発錆を防止でき、かつ、継手強度に優れたアーク溶接継手を得られた。
　これら本発明例のうちの溶接Ｎｏ．１～３、９～１３、１５、１７は、のど厚の最大値ａmaxと最小値ａminの比（ａmax／ａmin）が１．５以下であるから、応力集中が緩和され、特に継手強度に優れたアーク溶接継手を得られた。
　また、本発明例によれば、超ハイテン用の溶接ワイヤ（表４中のワイヤ記号Ｗ１、Ｗ２）と軟鋼用の溶接ワイヤ（表４中のワイヤ記号Ｗ３）のいずれを用いても上記効果を有することが確認できた。
　これに対して、比較例では、ａ＜０．５×ｔまたはａ＞１．８×ｔ、若しくはＳRATIOが５０％を超えたため、腐食進行による継手引張強度の低下が顕著であった。
　なお、図７のグラフには、本実施例における、溶接部ののど厚およびスラグ被覆面積率と、母材引張強度に対する継手引張強度の比率（強度比）との関係を示した。図７に示すように、のど厚を適切に制御し、かつ、シールドガス中に含まれる酸化性ガスを低減してスラグの被覆面積率を減少させることで、継手強度を向上させることができた。
１　溶接ワイヤ
２　溶接トーチ
３　鋼板（母材）
４　段差のすみ部
５　アーク
６　溶接ビード
７　溶融メタル（溶滴）
８　溶融池
９　溶接ビード止端部
１０　ビード始終端部
１１　スラグ

Claims (7)

  1. 　少なくとも２枚の鋼板を重ねてアーク溶接された溶接部を有するアーク溶接継手であって、
    　前記溶接部におけるのど厚をａ（ｍｍ）、前記鋼板のうち上板の板厚をｔ（ｍｍ）としたとき、前記のど厚および前記上板が、０．５×ｔ≦ａ≦１．８×ｔの関係を満たし、
    かつ、前記溶接部のビード止端部から溶接金属方向に２．０ｍｍまでの領域および前記ビード止端部から母材方向に２．０ｍｍまでの領域における、溶接ビードの表面積をビード止端部表面積ＳTOE（ｍｍ2）、前記ビード止端部表面積ＳTOEのうちのスラグで覆われた領域の面積をスラグ表面積ＳSLAG（ｍｍ2）としたとき、（１）式で算出されるスラグ被覆面積率ＳRATIO（％）が５０％以下である、アーク溶接継手。
    ＳRATIO＝１００×ＳSLAG／ＳTOE　…（１）
  2. 　前記溶接ビードのビード始終端部を除く前記溶接部における前記のど厚の最大値をａmax（ｍｍ）、最小値をａmin（ｍｍ）としたとき、前記のど厚の最大値および前記のど厚の最小値が、ａmax／ａmin≦１．５の関係を満たす、請求項１に記載のアーク溶接継手。
  3. 　請求項１または２に記載のアーク溶接継手を得るためのアーク溶接方法であって、
    　少なくとも２枚の鋼板を重ねてアーク溶接して溶接部を形成するに際し、
    Ａｒガスおよび酸化性ガスからなり、かつ、前記酸化性ガスが（２）式の関係を満たすシールドガスを使用する、アーク溶接方法。
    ２×[Ｏ2]＋[ＣＯ2]≦５　…（２）
    ただし、[Ｏ2]はシールドガス中のＯ2の体積％であり、[ＣＯ2]はシールドガス中のＣＯ2の体積％である。
  4. 　前記アーク溶接では、溶接速度をｖt（ｃｍ／ｍｉｎ）、ワイヤ送給速度をｖw（ｃｍ／ｍｉｎ）としたとき、前記溶接速度および前記ワイヤ送給速度が、５≦ｖw／ｖt≦３５の関係を満たす、請求項３に記載のアーク溶接方法。
  5. 　前記アーク溶接では、前記鋼板と溶接ワイヤが断続的に短絡し、
    　前記短絡の平均短絡周波数ＦAVE（Ｈｚ）が２０～３００Ｈｚであり、かつ前記短絡の最大短絡周期ＴCYC（ｓ）が１．５ｓ以下である、請求項３または４に記載のアーク溶接方法。
  6. 　前記アーク溶接では溶接電流としてパルス電流を使用し、
    前記パルス電流のピーク電流をＩPEAK（Ａ）、ベース電流をＩBASE（Ａ）、ピーク期間をｔPEAK（ｍｓ）、立ち上がり期間をｔUP（ｍｓ）、立ち下がり期間をｔDOWN（ｍｓ）、および前記鋼板とコンタクトチップとの距離をＬ（ｍｍ）としたとき、（３）式で算出されるＸ（Ａ・ｓ／ｍ）の値が５０≦Ｘ≦２５０を満たす、請求項３～５のいずれか１項に記載のアーク溶接方法。
    Ｘ＝（ＩPEAK×ｔPEAK／Ｌ）＋（ＩPEAK＋ＩBASE）×（ｔUP＋ｔDOWN）／（２×Ｌ）　…（３）
  7. 　前記アーク溶接では、溶接ワイヤとしてソリッドワイヤを使用する、請求項３～６のいずれか１項に記載のアーク溶接方法。
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