WO2024014292A1 - ハイブリッド溶接方法 - Google Patents

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WO2024014292A1
WO2024014292A1 PCT/JP2023/023970 JP2023023970W WO2024014292A1 WO 2024014292 A1 WO2024014292 A1 WO 2024014292A1 JP 2023023970 W JP2023023970 W JP 2023023970W WO 2024014292 A1 WO2024014292 A1 WO 2024014292A1
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welding
scanning
laser beam
workpiece
laser
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範幸 松岡
婉玉 鉄
祐太郎 新留
俊之 三島
通雄 櫻井
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パナソニックＩｐマネジメント株式会社
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    • B23K26/00—Working by laser beam, e.g. welding, cutting or boring
    • B23K26/20—Bonding
    • B23K26/21—Bonding by welding
    • B23K26/24—Seam welding
    • B23K26/28—Seam welding of curved planar seams
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
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    • B23K9/00—Arc welding or cutting
    • B23K9/16—Arc welding or cutting making use of shielding gas

Definitions

  • the present disclosure relates to a hybrid welding method of laser welding and arc welding.
  • the battery case uses 6000 series aluminum alloy as a lightweight material with excellent strength and durability.
  • Patent Document 1 A method for suppressing the occurrence of such porosity has been proposed (for example, Patent Document 1).
  • porosity is a general term for blowholes, caterpillar-like pits, etc. that occur in the weld metal part due to gas generated in the molten metal.
  • Patent Document 1 in a method in which arc welding is used as the preceding welding and laser welding is used as the subsequent welding, defects occur during the subsequent laser welding, so it is necessary to improve the welding speed and eliminate welding defects. It is not possible to solve the problem of reducing the penetration depth and ensuring the penetration depth at the same time.
  • the present disclosure has been made in view of this point, and its purpose is to reduce welding defects such as porosity, welding defects related to dents on the bead surface such as undercuts and underfills, while ensuring the penetration depth. It is an object of the present invention to provide a hybrid welding method of laser welding that performs laser welding and arc welding that performs arc welding, which can further improve the welding speed.
  • a hybrid welding method includes a first step of irradiating a surface of a workpiece with a laser beam along a predetermined welding line, and a step of applying a laser beam to the irradiated portion of the workpiece after the first step.
  • a second step of further arc welding the workpiece the material of the workpiece is any one of aluminum, aluminum alloy, magnesium, magnesium alloy, copper, and copper alloy, and in the first step, the thickness of the workpiece is
  • the laser beam is scanned two-dimensionally and irradiated onto the workpiece so that a molten pool of a predetermined width is formed in the transverse direction and in the direction crossing the welding line, respectively.
  • This method is characterized in that the arc welding is performed while repeating forward feeding and reverse feeding of the welding wire at a predetermined period.
  • the present disclosure it is possible to reduce welding defects such as porosity and welding defects related to concavities on the bead surface such as undercuts and underfills while ensuring penetration depth, and furthermore, it is possible to improve welding speed.
  • FIG. 1 is a schematic configuration diagram of a hybrid welding apparatus according to an embodiment.
  • FIG. 2 is a schematic diagram showing an inclined state of the welding head with respect to the welding direction.
  • FIG. 3 is a diagram showing the relationship between laser output and recess depth according to a comparative example.
  • FIG. 4 is a diagram showing a Z-direction profile of an example weld bead according to a comparative example.
  • FIG. 5 is a diagram showing a Z-direction profile of another weld bead according to the comparative example.
  • FIG. 6 is a diagram showing the relationship between laser output, penetration depth, and number of porosity according to a comparative example.
  • FIG. 1 is a schematic configuration diagram of a hybrid welding apparatus according to an embodiment.
  • FIG. 2 is a schematic diagram showing an inclined state of the welding head with respect to the welding direction.
  • FIG. 3 is a diagram showing the relationship between laser output and recess depth according to a comparative example.
  • FIG. 4 is
  • FIG. 7 shows an X-ray diffraction image and a cross-sectional shape image of a weld bead according to a comparative example.
  • FIG. 8A is a schematic diagram showing a scanning locus when a laser beam is caused to undergo simple harmonic vibration in a direction intersecting a welding line.
  • FIG. 8B is a schematic diagram showing the scanning locus of the laser beam when the laser head is moved in the welding direction along the welding line at a predetermined speed while scanning the laser beam along the locus shown in FIG. 8A.
  • FIG. 9A is a schematic diagram showing a scanning locus when a laser beam is scanned circularly.
  • FIG. 9B is a schematic diagram showing the scanning locus of the laser beam when the laser head is moved in the welding direction along the welding line at a predetermined speed while scanning the laser beam along the locus shown in FIG. 9A.
  • FIG. 10 is a diagram showing the relationship between the scanning form of laser light and the depth of the recess.
  • FIG. 11 is a diagram showing an example of a Z-direction profile of a weld bead when laser light is scanned in a sinusoidal shape.
  • FIG. 12 is a diagram showing another example of the Z-direction profile of a weld bead when laser light is scanned in a spin shape.
  • FIG. 13 is a diagram showing the relationship between the scanning form of laser light, the penetration depth, and the number of porosity.
  • FIG. 14 is a diagram showing the relationship between the scanning frequency, the penetration depth, and the number of porosity when laser light is scanned in a sine wave shape with a scanning amplitude of 1.5 mm.
  • FIG. 15 is a diagram showing the relationship between the scanning frequency, the penetration depth, and the number of porosity when laser light is scanned in a spin shape with a scanning amplitude of 1.0 mm.
  • FIG. 16 is a diagram showing the relationship between the scanning frequency, the penetration depth, and the number of porosity when laser light is scanned in a spin shape with a scanning amplitude of 1.5 mm.
  • FIG. 17 is a diagram showing the relationship between the penetration depth and the number of porosity during laser welding.
  • FIG. 18A is a surface shape image of a weld bead when the laser beam is scanned in a sinusoidal shape with a scanning amplitude of 1.5 mm and a scanning frequency of 440 Hz, and the laser output is 5 kW.
  • FIG. 18B is an X-ray diffraction image of the weld bead shown in FIG. 18A.
  • FIG. 18C is a cross-sectional image of the weld bead shown in FIG. 18A.
  • FIG. 19A is a surface shape image of a weld bead when a laser beam is scanned in a spin shape with a scanning amplitude of 1.5 mm and a scanning frequency of 100 Hz, and the laser output is 5 kW.
  • FIG. 19A is a surface shape image of a weld bead when a laser beam is scanned in a spin shape with a scanning amplitude of 1.5 mm and a scanning frequency of 100 Hz, and the laser output is 5 kW.
  • FIG. 19B is an X-ray diffraction image of the weld bead shown in FIG. 19A.
  • FIG. 19C is a cross-sectional image of the weld bead shown in FIG. 19A.
  • FIG. 20A is a surface shape image of a weld bead during hybrid welding according to a comparative example.
  • FIG. 20B is an X-ray diffraction image of the weld bead shown in FIG. 20A.
  • FIG. 20C is a cross-sectional image of the weld bead shown in FIG. 20A.
  • FIG. 21A is a surface shape image of a weld bead during hybrid welding according to the embodiment.
  • FIG. 21A is a surface shape image of a weld bead during hybrid welding according to the embodiment.
  • FIG. 21B is an X-ray diffraction image of the weld bead shown in FIG. 21A.
  • FIG. 21C is a cross-sectional image of the weld bead shown in FIG. 21A.
  • FIG. 22 is a schematic diagram of a planar shape of a weld bead.
  • FIG. 23A is a schematic cross-sectional view taken along line AA in FIG. 22 during laser welding according to a comparative example.
  • FIG. 23A is a schematic cross-sectional view taken along line BB in FIG. 22 during laser welding according to a comparative example.
  • FIG. 24A is a schematic cross-sectional view taken along line AA in FIG. 22 during laser welding according to the embodiment.
  • FIG. 24A is a schematic cross-sectional view taken along line BB in FIG. 22 during laser welding according to the embodiment.
  • FIG. 1 shows a schematic configuration diagram of a hybrid welding apparatus according to an embodiment
  • FIG. 2 schematically shows an inclined state of a welding head with respect to a welding direction.
  • the surface of the workpiece 40 that is irradiated with the laser beam LB and the arc will be referred to as the "front surface", and the surface of the workpiece 40 that faces the front surface in the thickness direction will be referred to as the back surface.
  • the thickness direction of the workpiece 40 is called the Z direction
  • the direction along the welding line on the surface of the workpiece 40 is called the X direction
  • the direction perpendicular to the X direction on the surface of the workpiece 40 is called the Y direction.
  • the X direction is also called the welding direction.
  • orthogonal refers to perpendicular or parallel, including assembly tolerances and processing tolerances of the hybrid welding device 30 and its component parts, or It means the same, but it does not mean that the objects being compared are orthogonal or parallel in a strict sense, or even that they are the same.
  • the hybrid welding device 30 includes a laser welding device 10 and an arc welding device 20.
  • the laser welding device 10 includes a robot 13, a laser head 11 that is attached to the tip of the robot 13 and emits laser light LB, an optical fiber 12 (see FIG. 2) whose one end is connected to the laser head 11, and an optical fiber. It has a laser light source (not shown) optically coupled to the other end.
  • the laser welding device 10 also includes a robot controller 14 connected to the robot 13, a power source (not shown) connected to the laser light source, and a laser output controller (not shown) that controls the operation of the power source. have.
  • an optical scanner is provided inside the laser head 11 to two-dimensionally scan the surface of the workpiece 40 with the laser beam LB.
  • the optical scanner is, for example, a known galvano scanner.
  • the arc welding device 20 includes a robot 24, a welding torch 21 attached to the tip of the robot 24, and a wire feeding device 23 attached to the robot 24.
  • the welding wire 22 (see FIG. 2) is fed by the wire feeding device 23 in the direction toward the surface of the workpiece 40 (forward feeding), and also in the direction away from the surface of the workpiece 40 (reverse feeding). ).
  • Welding torch 21 holds welding wire 22 so that it can be fed.
  • the arc welding device 20 also includes a robot controller 25 connected to the robot 24, a welding power source (not shown) electrically connected to the welding wire 22, and an arc controller (not shown) that controls the operation of the welding power source. (not shown).
  • the robot control units 14 and 25, the laser control unit, and the arc control unit each include one or more CPUs (Central Processing Units) or one or more MCUs (Micro Controller Units).
  • CPUs Central Processing Units
  • MCUs Micro Controller Units
  • the laser head 11 that performs laser welding and the welding torch 21 that performs arc welding may be collectively referred to as a welding head.
  • laser welding is first performed on the workpiece 40, and arc welding is further performed on the welding location formed by laser welding, and finally a weld bead (for example, see FIG. 21A) is formed. It is formed.
  • laser welding is performed by moving the laser head 11 backward with respect to the welding direction.
  • the welding torch 21 is moved forward in the welding direction.
  • moving the welding torch 21 forward means that the tip of the welding torch 21 is positioned forward of the rear end along the welding direction of the workpiece 40, as shown in FIG.
  • Retracting the laser head 11 means that the tip of the laser head 11 is positioned further back than the rear end along the welding direction of the workpiece 40.
  • the state in which the line connecting the tip and rear end of the welding head is perpendicular to the surface of the workpiece 40 is called a perpendicular state.
  • welding may be performed with the welding head in a perpendicular state.
  • shielding gas is sprayed onto the welding area during welding.
  • the shielding gas may be sprayed only from the arc side.
  • the shielding gas is sprayed from a nozzle at the tip of the welding torch 21 to the welding area through a gas pipe (not shown) provided in the welding torch 21 .
  • hybrid welding is performed using two separate robots, an arc welding robot and a laser welding robot, but an arc welding torch that performs arc welding using one robot It may be configured such that the head and the laser welding head for performing laser welding are integrated into a head.
  • porosity 43 can be reduced is that by performing welding while scanning the laser beam as described above, it is possible to reduce the flow rate and temperature gradient in the molten pool. It is said that this is due to the complicated shape of the vortices created by the flow of liquid metal inside.
  • the inventors of the present application conducted a preliminary study on the conditions during laser welding in hybrid welding, and investigated the relationship between penetration depth and the occurrence of weld defects.
  • Heat conduction is high when performing high-speed deep penetration welding, which is deep penetration welding at a high welding speed of 3 m/min or more, in laser welding or hybrid welding of laser welding and arc welding.
  • high-speed deep penetration welding which is deep penetration welding at a high welding speed of 3 m/min or more
  • laser welding or hybrid welding of laser welding and arc welding In welding when the material of the workpiece 40 is aluminum or aluminum alloy, which is a material that shrinks quickly and solidifies before the generated pores are removed, porosity 43 is noticeably generated inside the welding location.
  • Table 1 shows the shape of the workpiece and laser welding conditions during the preliminary study.
  • the weld line is a straight line extending in a predetermined direction.
  • the direction along the welding line will be referred to as the X direction
  • the direction perpendicular to the welding line on the surface of the workpiece 40 will be referred to as the Y direction
  • the direction perpendicular to the X direction and the Y direction, respectively will be referred to as the Z direction. call.
  • the Z direction corresponds to the thickness direction of the workpiece 40.
  • the wavelength of the laser beam LB was 975 nm, and the beam diameter of the laser beam LB was approximately several hundred ⁇ m (500 ⁇ m to 700 ⁇ m).
  • the surface shape and cross-sectional shape were observed using a microscope. Furthermore, in order to mainly evaluate the presence or absence of porosity 43 and the number thereof, an X-ray diffraction image of the work including the weld bead 50 was acquired. Note that a weld bead 50 was formed on the surface of the workpiece 40 so that the length was 130 mm.
  • FIG. 3 shows the relationship between laser output and recess depth on the weld bead surface according to a comparative example.
  • FIG. 4 shows a Z-direction profile of an example weld bead according to a comparative example
  • FIG. 5 shows a Z-direction profile of another example weld bead.
  • Reflection occurs, thereby increasing the penetration depth of the workpiece 40.
  • molten metal scatters scatters (spatter occurs) and undercuts 51 occur, creating dents on the bead surface.
  • the molten pool sag to the back plate side due to excessive heat input, and dents are created on the bead surface due to the underfill 52.
  • FIG. 4 shows the Z-direction profile of the weld bead 50 formed under laser output conditions (approximately 3250 W) in the circle portion marked IV in FIG. 3. Under this condition, depressions were formed on both sides of the weld bead 50, as shown in FIG. This recess is called an undercut 51.
  • FIG. 5 shows the Z-direction profile of the weld bead 50 formed under the laser output condition (approximately 3800 W) in the circle portion marked with V in FIG. 3. Under this condition, as shown in FIG. 5, a depression was formed over the entire portion where the weld bead 50 was formed. This recess is called an underfill 52.
  • the laser output conditions corresponding to each of FIGS. 4 and 5 correspond to keyhole welding.
  • the molten pool 41 (for example, see FIG. 23A) formed during laser welding does not reach the back surface of the workpiece 40, which is a so-called partial penetration state.
  • the molten pool 41 formed during laser welding has reached the back surface of the workpiece 40. This is a so-called complete penetration state, and in this case, back waves are formed on the back surface of the workpiece 40. Since a part of the molten pool 41 hangs down from the back surface of the workpiece 40, the above-mentioned underfill 52 is formed.
  • FIG. 6 shows the relationship between laser output, penetration depth, and number of porosity according to the comparative example
  • FIG. 7 shows the surface shape image, X-ray diffraction image, and cross-sectional shape image of the weld bead according to the comparative example. show.
  • each image shown in FIG. 7 is an image of the weld bead 50 formed under the laser output conditions in the circle portions labeled I to III in FIG. 6.
  • the penetration depth was almost independent of the laser output (the value of the penetration depth was about 0.3 mm to 0.4 mm). . Furthermore, the number of porosity 43 was zero, independent of the laser output. In this case, it is considered that porosity 43 does not occur because the workpiece 40 hardly penetrates and the keyhole 42 is not formed.
  • the penetration depth increased as the laser output increased and was saturated at 3 mm, as shown in FIG. This is because the thickness of the workpiece 40 is 3 mm, so complete penetration has been reached.
  • the number of porosity 43 monotonically increased as the laser output increased, then started to decrease when the laser output was about 3200W, and monotonically decreased when the laser output exceeded 3200W.
  • the number of porosity 43 was smaller than in the partially penetrated state when viewed in the X-ray diffraction image.
  • the number of porosity 43 did not become zero and did not decrease to less than ten. Furthermore, from the cross-sectional shape images in the middle and lower rows of FIG. 7, it was observed that the porosity 43 was formed on the side closer to the back surface of the workpiece 40.
  • the bottom of the keyhole 42 is a part that is directly irradiated with the laser beam LB, and the behavior of the molten pool 41 around it is also more likely to be unstable than in other areas.
  • the material of the workpiece 40 is A6061, which is a type of aluminum alloy.
  • Aluminum and aluminum alloys have a lower melting point and higher thermal conductivity than iron and the like, so they melt quickly when irradiated with laser light LB, but when the laser light LB is no longer irradiated, the molten portion quickly solidifies. Combined with this, it was thought that the air bubbles 43a were likely to be trapped at the bottom of the unstable keyhole 42, causing porosity 43.
  • FIG. 8A is a schematic diagram showing a scanning locus when the laser beam is caused to undergo simple harmonic vibration in a direction intersecting the welding line.
  • FIG. 8B is a schematic diagram showing the scanning locus of the laser beam when the laser head is moved at a predetermined speed along the welding line while scanning the laser beam along the locus shown in FIG. 8A.
  • FIG. 9A is a schematic diagram showing a scanning locus when a laser beam is scanned circularly.
  • FIG. 9B is a schematic diagram showing the scanning locus of the laser beam when the laser head is moved at a predetermined speed along the welding line while scanning the laser beam along the locus shown in FIG. 9A.
  • the trajectories shown in FIGS. 8A and 9A are the trajectories of the laser beam LB when an optical scanner such as a galvano scanner inside the laser head 11 is operated while the robot 13 is stationary without moving in the welding direction. It is.
  • the first scanning mode is a mode in which the surface of the workpiece 40 is scanned with the laser beam LB in a sine wave shape, and specifically, the laser beam LB is scanned as shown in FIGS. 8A and 8B.
  • the laser beam LB is caused to undergo simple vibration with a scanning amplitude A in the Y direction.
  • the scanning amplitude A is 1.5 mm and the scanning frequency is 100 Hz.
  • the laser beam LB is scanned such that the scanning speed is highest at the midpoint of the trajectory shown in FIG. 8A, and the scanning speed decreases as the distance from the midpoint increases. Further, at both ends of the scanning locus, the scanning of the laser beam LB is temporarily stopped.
  • the tip of the robot 13 is moved along the X direction as the welding direction at a constant speed, in this case welding speed (3.0 m/min), while scanning the laser beam LB along the trajectory shown in FIG. 8A, as shown in FIG. As shown in 8B, the laser beam LB scans the surface of the workpiece 40 so as to draw a sine wave shape.
  • welding speed 3.0 m/min
  • the second scanning mode is a mode in which the laser beam LB is scanned in a spin shape on the surface of the workpiece 40, and specifically, the laser beam LB is scanned as shown in FIGS. 9A and 9B.
  • the spin shape is also called a cycloid shape.
  • the laser beam LB is scanned in a circular manner.
  • the diameter ⁇ of this circle corresponds to the scanning amplitude.
  • the scanning amplitude ⁇ is 1.5 mm and the scanning frequency is 100 Hz.
  • a molten pool 41 having a width in the Y direction corresponding to the scanning amplitude is formed on the workpiece 40, and the molten pool 41 is The weld bead 50 is formed by solidification.
  • FIG. 10 is a diagram showing the relationship between the scanning form of the laser beam and the depth of the recess on the surface of the weld bead.
  • the recess depths are shown when the workpiece 40 is laser welded using the two types of scanning shapes described above.
  • “Sine” means a sine wave-shaped scanning form
  • “Spin” means a spin-shaped scanning form.
  • the number next to “Sine” or “Spin” represents the scanning amplitude (mm).
  • the example shown in FIG. 10 shows the average value of the results obtained when scanning the laser beam LB at a plurality of scanning frequencies shown in Table 1.
  • the recess depth was shallower than when the scanning amplitude was 0.5 mm, but the types of recesses formed differed depending on the scanning form.
  • FIG. 11 is a diagram showing an example of a Z-direction profile of a weld bead when laser light is scanned in a sine wave shape.
  • FIG. 12 is a diagram showing another example of the Z-direction profile of a weld bead when laser light is scanned in a spin shape. Both FIGS. 11 and 12 show profiles when the scanning amplitude is 1.5 mm. Note that in the example shown in FIG. 11, the scanning frequency is 160 Hz, and in the example shown in FIG. 12, the scanning frequency is 200 Hz.
  • undercuts 51 were formed on both sides of the weld bead 50.
  • depressions 53 were formed in line with the weld bead 50. In the latter case, it was considered that the formation state of the molten pool 41 was reflected, and the depression 53 was formed at a position biased to one side in the Y direction.
  • the type and depth of the recess formed may vary depending on the scanning form of the laser beam LB.
  • differences in the penetration depth and the number of porosity 43 were also observed depending on the scanning form of the laser beam LB.
  • FIG. 13 is a diagram showing the relationship between the scanning form of laser light, the penetration depth, and the number of porosity, and the horizontal axis is the same as that shown in FIG. 10. Further, the scanning form of the laser beam, the penetration depth, and the number of porosity 43 are also shown as average values of the results obtained when scanning the laser beam LB at a plurality of scanning frequencies shown in Table 1.
  • the number of porosity 43 was reduced in both the sinusoidal scanning form and the spin scanning form. . Further, when the laser beam LB was scanned in a spin shape, the number of porosity 43 decreased as the scanning amplitude increased.
  • the scanning amplitude of the sine wave shape is 0.5 mm
  • the number of porosity 43 is smaller than when the scanning amplitude of the sine wave shape is 1.0 mm because of uranami welding, and the keyhole 42 I think this is because it reached the back side.
  • FIG. 14 is a diagram showing the relationship between the scanning frequency, penetration depth, and number of porosity when laser light is scanned in a sinusoidal shape with a scanning amplitude of 1.5 mm.
  • FIG. 15 is a diagram showing the relationship between the scanning frequency, the penetration depth, and the number of porosity when laser light is scanned in a spin shape with a scanning amplitude of 1.0 mm.
  • FIG. 16 is a diagram showing the relationship between the scanning frequency, the penetration depth, and the number of porosity when laser light is scanned in a spin shape with a scanning amplitude of 1.5 mm.
  • FIG. 17 is a diagram showing the relationship between the penetration depth and the number of porosity during laser welding.
  • the degree to which the number of porosity 43 increases with increase in penetration depth was found to differ depending on the scanning form of the laser beam LB. As is clear from FIG. 17, there was a tendency for the number of porosity 43 to decrease when the laser beam LB was scanned in a spin shape than when the laser beam LB was scanned in a sinusoidal shape. This seems to be related to the width of the molten pool 41 formed during laser welding in the Y direction, which is the direction crossing the weld line. This point will be discussed later.
  • the number of porosity 43 became zero by setting the scanning amplitude A to 1.5 mm and the scanning frequency to 440 Hz or more. Note that the penetration depth under this condition was about 1.3 mm.
  • the number of porosity 43 became zero by setting the scanning amplitude ⁇ to 1.0 mm and the scanning frequency to 240 Hz or more. Note that the penetration depth when the scanning frequency was 240 Hz was about 1.8 mm.
  • the number of porosity 43 became zero by setting the scanning amplitude ⁇ to 1.5 mm and the scanning frequency to 100 Hz or more. Note that the penetration depth when the scanning frequency was 100 Hz was about 1.8 mm.
  • FIG. 18A is a surface shape image of a weld bead when laser light is scanned in a sine wave shape with a scanning amplitude of 1.5 mm and a scanning frequency of 440 Hz, and the laser output is 5 kW.
  • FIG. 18B is an X-ray diffraction image of the weld bead shown in FIG. 18A.
  • FIG. 18C is a cross-sectional image of the weld bead shown in FIG. 18A.
  • FIG. 19A is a surface shape image of a weld bead when laser light is scanned in a spin shape with a scanning amplitude of 1.5 mm and a scanning frequency of 100 Hz, and the laser output is 5 kW.
  • FIG. 19B is an X-ray diffraction image of the weld bead shown in FIG. 19A.
  • FIG. 19C is a cross-sectional image of the weld bead shown in FIG. 19A.
  • the laser beam is scanned in a sinusoidal shape with a scanning amplitude of 1.5 mm, and a scanning frequency of 440 Hz, porosity 43 is observed; In the case of scanning in a spin shape, the occurrence of porosity 43 is almost completely eliminated.
  • the degree of increase in the number of porosity 43 with respect to the increase in penetration depth is greater when the laser beam LB is scanned in a sine wave shape than when the laser beam LB is scanned in a spin shape. was larger.
  • the penetration depth was 3.0 mm, which corresponds to the thickness of the workpiece 40 of 3 mm, which is a high welding speed of 3.0 m/min
  • the laser output was 5 kW
  • the laser beam was scanned with a scanning amplitude of 1.5 mm.
  • the workpiece 40 has a welding speed higher than a predetermined value and a penetration depth of 3.0 m/min, which is sufficiently higher than the welding speed during arc welding, resulting in complete penetration.
  • the laser beam LB is scanned in a direction along and intersecting the weld line.
  • the scanning form of the laser beam LB can be either sinusoidal scanning or spin-shaped scanning. Note that in each case, it is necessary to appropriately set the scanning amplitude and scanning frequency.
  • FIG. 20A is a surface shape image of a weld bead during hybrid welding according to a comparative example.
  • FIG. 20B is an X-ray diffraction image of the weld bead shown in FIG. 20A.
  • FIG. 20C is a cross-sectional image of the weld bead shown in FIG. 20A.
  • FIG. 21A is a surface shape image of a weld bead during hybrid welding according to the embodiment.
  • FIG. 21B is an X-ray diffraction image of the weld bead shown in FIG. 21A.
  • FIG. 21C is a cross-sectional image of the weld bead shown in FIG. 21A.
  • laser welding was performed while scanning the laser beam LB in a spin shape so as to scan in a direction intersecting the welding line.
  • the scanning amplitude ⁇ is 1.5 mm and the scanning frequency is 100 Hz. Further, the welding speed was 3.0 m/min, and the laser output was 5 kW.
  • the shape of the weld bead 50 formed in this case is shown in FIGS. 21A to 21C.
  • the arc current as a set current as a moving average is 100A
  • the arc voltage as a set voltage as a moving average is 11.1V.
  • arc welding was performed by moving the welding torch 21 forward.
  • the wire diameter of the welding wire 22 was ⁇ 1.6 mm.
  • the arc welding in this case is a short circuit welding in which the welding wire 22 is directed toward the surface of the workpiece 40, and forward feeding and reverse feeding are repeated at a predetermined frequency (100 to 150 Hz).
  • short-circuit welding is performed by repeating forward feed and reverse feed when the molten metal at the welded part of the workpiece 40 is liquid, that is, when a molten pool is formed, the forward feed and reverse feed are performed as short circuit welding.
  • short-circuit welding which repeats this process, produces a normal weld bead without producing a humping bead even at high welding speeds.
  • high-speed welding at a welding speed of 10.0 m/min can be performed without any problems. Therefore, it is compatible with hybrid welding in which laser welding is performed first and arc welding is performed subsequently, and by adopting such a configuration, it becomes possible to cope with high-speed welding at a welding speed of 3 m/min or more.
  • a humping bead refers to a humping bead where, when the welding speed is high, the amount of molten metal is small, so the entire molten metal is pushed to the rear of the molten pool by strong arc pressure, and solidifies before returning to the arc direction.
  • a weld bead is formed by welding.
  • arc welding has a smaller heat input per unit area than laser welding, so after laser welding, the molten pool 41 at the arc welding location has shallow penetration, and the porosity 43 remaining inside the weld bead 50 is transferred to the workpiece 40. This was thought to be because the water could not be completely discharged to the outside.
  • FIGS. 21B and 21C no porosity 43 was observed inside the weld bead 50. Moreover, as shown in FIG. 21C, no depression was formed on the surface of the weld bead 50. Furthermore, as is clear from FIGS. 21A and 21B, there were no welding defects such as pits or cracks on the surface of the workpiece 40. In other words, in the welding direction, in hybrid welding of preceding laser welding and subsequent arc welding, welding after laser welding is performed by arc welding at a high welding speed that performs short-circuit welding that repeats forward and reverse welding. It was confirmed that the surface of the bead was prepared and welding was carried out in a build-up manner, thereby suppressing the occurrence of welding defects, and that the shape of the weld bead 50 was improved.
  • the hybrid welding method according to the present embodiment includes the first step of irradiating the surface of the workpiece 40 with the laser beam LB along a predetermined welding line, and the irradiation of the laser beam LB after the first step. and a second step of further arc welding the location.
  • a molten pool 41 of a predetermined width is formed in a direction (Y direction) that intersects the thickness direction (Z direction) of the workpiece 40 and the direction along the welding line (X direction), respectively.
  • the workpiece 40 is irradiated with the laser beam LB while scanning two-dimensionally.
  • arc welding is performed while repeating forward feeding and reverse feeding of the welding wire 22 at a predetermined period.
  • humping refers to a discontinuous shape when the weld bead 50 is viewed from above, and is a so-called humped bead.
  • the occurrence of porosity 43 can be suppressed.
  • FIG. 22 is a schematic diagram of the planar shape of the weld bead.
  • FIG. 23A is a schematic cross-sectional view taken along line AA in FIG. 22 during laser welding according to a comparative example.
  • FIG. 23B is a schematic cross-sectional view taken along line BB in FIG. 22 during laser welding according to a comparative example.
  • FIG. 24A is a schematic cross-sectional view taken along line AA in FIG. 22 during laser welding according to the embodiment.
  • FIG. 24B is a schematic cross-sectional view taken along line BB in FIG. 22 during laser welding according to the embodiment.
  • FIGS. 23A and 23B are the weld bead 50 when laser welding is performed in a line along the welding line without scanning the laser beam LB in the direction intersecting the welding line, that is, in the case shown in [2-1].
  • FIG. 23A the weld bead 50 when laser welding is performed in a line along the welding line without scanning the laser beam LB in the direction intersecting the welding line, that is, in the case shown in [2-1].
  • a molten pool 41 is formed at the location irradiated with the laser beam LB. Further, inside the molten pool 41, a keyhole 42 with an open surface is formed at and near the irradiation point of the laser beam LB.
  • the heat input to the workpiece 40 rapidly decreases, so the molten pool 41 solidifies to form a solidified portion 44, which eventually becomes a weld bead 50.
  • the bottom of the keyhole 42 is directly irradiated with the laser beam LB. That is, at the bottom of the keyhole 42, the workpiece 40 is continuously melted and solidified. Further, it is considered that bubbles 43a are likely to be generated in the molten pool 41 in this portion.
  • the width of the keyhole 42 becomes narrower from the front surface to the back surface of the workpiece 40, and accordingly, the width of the molten pool 41 also becomes narrower in both the X direction and the Y direction. ing.
  • the molten pool 41 may solidify before the air bubbles 43a generated inside the molten pool 41 can fully escape from the molten pool 41. It ends up. It was considered that because such a phenomenon occurs, the bubbles 43a generated in the molten pool 41 remain inside the workpiece as porosity 43. If the penetration is complete, the bubbles 43a will escape from the bottom of the molten pool 41 to the back surface of the workpiece 40, but if the width of the molten pool 41 is narrow, there is a probability that the bubbles 43a will remain inside the workpiece as porosity 43. becomes higher.
  • the irradiation area of the laser beam LB irradiated onto the surface of the workpiece 40 per unit time is as shown in FIG. , 23B.
  • the width of the molten pool 41 formed in the workpiece 40 is considered to be wider in both the X direction and the Y direction than in the comparative example shown in FIGS. 23A and 23B.
  • the time taken for the molten pool 41 to solidify is longer than that of the comparative example shown in FIGS. 23A and 23B when viewed per unit area.
  • the width of the molten pool 41 at the bottom of the keyhole 42 can be expanded during the preceding laser welding, and accordingly, the width of the molten pool 41 at the bottom of the keyhole 42 cools and hardens. You can make the time longer. In other words, the molten pool 41 can remain in a liquid state for a long time. As a result, it is presumed that the proportion of bubbles 43a remaining in the molten pool 41 at the bottom of the keyhole 42 could be reduced, and as a result, the generation of porosity 43 could be suppressed.
  • short circuit welding is performed in which arc welding and laser welding are performed on the same welding line, and the laser welding is performed while scanning the laser beam LB in a spin shape, and the welding wire 22 is repeatedly fed forward and backward.
  • the present embodiment by appropriately setting the scanning amplitude and scanning frequency, the occurrence of porosity 43 can be significantly reduced compared to the case shown in the comparative example.
  • the number of porosity 43 can be reduced regardless of whether the scanning form of the laser beam LB is a sine wave shape or a spin shape.
  • the latter method is more effective in reducing the number of porosity 43 while increasing the penetration depth. This is presumably because the width of the molten pool 41 formed on the workpiece 40 becomes wider in the latter case (spin shape scanning).
  • the width of the molten pool 41 formed on the workpiece 40 during irradiation with the laser beam LB is sufficiently wider than the beam diameter of the laser beam LB.
  • the width of the molten pool 41 at the bottom of the keyhole 42 is preferably 3 times or more and 9 times or less the beam diameter of the laser beam LB.
  • the molten pool 41 has a high heat conductivity, a fast heat sink, and the workpiece is made of a material in which the bubbles 43a generated in the molten pool 41 solidify before they are removed and easily remain as porosity 43. It is particularly effective for welding 40. Examples of such materials include aluminum and aluminum alloys. Further, the hybrid welding method according to the present embodiment is also useful when the material of the workpiece 40 is magnesium, magnesium alloy, copper, or copper alloy.
  • the penetration depth is determined by laser welding. Therefore, if there is partial penetration during laser welding, there is a possibility that a sufficient penetration depth cannot be ensured. Furthermore, if the width of the molten pool 41 is sufficiently widened and the molten pool 41 is fully penetrated so that a back wave is formed, the air bubbles 43a escape from the bottom of the molten pool 41 toward the back surface of the workpiece 40, and the porosity 43 It is expected that the number of objects can be reduced.
  • the bottom of the molten pool 41 formed during laser welding reach the back surface of the work 40 or that the bottom extend close to the back surface of the work 40.
  • the welding speed is fixed at 3.0 m/min, but it is not particularly limited to this. From the viewpoint of improving productivity by increasing the welding speed compared to arc welding, the welding speed may be 2.0 m/min or more.
  • the scanning frequency of the laser beam LB can be changed in the range of 80 Hz to 1000 Hz. Note that when increasing the welding speed, the laser output and scanning frequency are also increased according to the welding speed. By doing so, the depth and width of the molten pool 41 formed in the workpiece 40 can be maintained. Note that when the scanning frequency is lower than the welding speed, the width of the molten pool 41 becomes narrower at the bottom of the keyhole 42, and porosity 43 is more likely to occur. On the other hand, if the scanning frequency is too high, the amount of reflection of the laser beam LB on the surface of the workpiece 40 will increase. In this case, the penetration depth may be insufficient.
  • the scanning frequency when scanning the laser beam LB in a sine wave shape is 80 Hz or more and 600 Hz or less. It is preferable that Further, the scanning frequency when scanning the laser beam LB in a spin shape is preferably 80 Hz or more and 200 Hz or less. Furthermore, considering that the actual thickness of the workpiece 40 is approximately several mm, the laser output is preferably 2 kW or more.
  • the beam diameter of the laser beam LB depends on the thickness of the workpiece 40, but can be varied in the range of 50 ⁇ m to 1000 ⁇ m. Note that, considering that the actual thickness of the workpiece 40 is approximately several mm, the beam diameter of the laser beam LB is preferably 200 ⁇ m or more and 800 ⁇ m or less.
  • hybrid welding method of the present disclosure can be applied to a workpiece 40 having a thickness of 1.0 mm or more.
  • the receding angle ⁇ 2 is preferably greater than or equal to 0 degrees and less than or equal to 30 degrees.
  • the difference between the wire diameter of the welding wire 22 and the scanning amplitude of the laser beam LB in the first step is within a predetermined range.
  • the width of the molten pool 41 corresponds to the scanning amplitude of the laser beam LB. Furthermore, if the wire diameter is too small relative to the width of the molten pool 41, the arc will not spread, making it difficult to reliably arc weld the irradiated area with the laser beam LB. On the other hand, if the wire diameter is too large, forward feeding and reverse feeding of the welding wire 22 becomes difficult.
  • the wire diameter is preferably 1.2 mm or more and 1.6 mm or less.
  • the wavelength of the laser beam LB is selected from a wavelength range in which absorption efficiency into the workpiece 40 is high.
  • the wavelength of the laser beam LB is preferably 400 nm or more and 1200 nm or less.
  • the wavelength of the laser beam LB is preferably 800 nm or more and 1200 nm or less.
  • the wavelength of the laser beam LB is preferably 400 nm or more and 550 nm or less.
  • the feeding frequency of the welding wire 22 that is, the repetition frequency when one cycle consists of forward feeding and subsequent reverse feeding, can be varied from 50 to 300 Hz. Note that when increasing the welding speed, the feeding frequency is also increased. From a practical standpoint, the feeding frequency is preferably 60 Hz or more and 200 Hz or less.
  • the welding wire 22 needs to protrude a predetermined length from the tip of the welding torch 21, as shown in FIG.
  • This amount of protrusion can be varied within a range of 5 mm to 30 mm. More preferably, the amount of protrusion is 10 mm or more and 20 mm or less.
  • the arc current can be varied in the range of 50A to 700A. From a practical standpoint, the arc current is more preferably 60 A or more and 200 A or less.
  • the distance between the irradiation position of the laser beam LB and the position of the welding wire 22 during arc welding is preferably such that the welding wire is not irradiated with the laser beam LB. Also, it is better not to be too far away. Therefore, a suitable thickness is 0 to 5 mm, more preferably about 2 to 3 mm.
  • the distance between the surface of the workpiece 40 and the tip of the welding wire 22 can be changed in the range of 0 mm to 10 mm.
  • 0 mm is included in the distance range.
  • the distance between the surface of the workpiece 40 and the tip of the welding wire 22 is more preferably 0 mm or more and 5 mm or less.
  • the advancing angle ⁇ 1 is preferably 0 degrees or more and 30 degrees or less.
  • the shielding gas sprayed onto the welding location during hybrid welding is preferably a gas with low reactivity with the workpiece 40, such as an inert gas, and more preferably argon (Ar) in consideration of cooling efficiency and cost. .
  • the flow rate of the shielding gas can be varied in the range of 5 L/min to 50 L/min. From a practical standpoint, the flow rate of the shielding gas is more preferably 10 L/min or more and 30 L/min or less.
  • the shielding gas before being sprayed onto the welding location of the workpiece 40 is stored in a gas cylinder or the like (not shown). It is preferable that the dew point temperature of the shielding gas during storage is maintained at ⁇ 40° C. or lower.
  • the dew point temperature is the temperature at which, when a gas is cooled, water vapor contained in the gas begins to condense into a liquid phase, resulting in dew condensation.
  • the dew point temperature is determined by the temperature and relative humidity of the gas. The temperature when the relative humidity is 100% RH is the dew point temperature.
  • the gas introduced into the molten pool 41 from the outside of the molten pool 41 can cause the generation of bubbles 43a and, by extension, the porosity 43.
  • the dew point temperature of the shielding gas within the above range, the amount of hydrogen generated during welding can be reduced, and the generation of porosity 43 can be suppressed.
  • welding defects such as porosity can be reduced while ensuring penetration depth, and welding speed can be improved, so it is useful for welding light metals such as aluminum. .

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Abstract

本開示のハイブリッド溶接方法は、所定の溶接線に沿ってワーク４０の表面にレーザ光ＬＢを照射する第１ステップと、第１ステップの後に、レーザ光ＬＢの照射箇所をさらにアーク溶接する第２ステップと、を備えている。第１ステップでは、ワーク４０の厚さ方向及び溶接線に沿った方向とそれぞれ交差する方向に所定の幅の溶融池４１が形成されるように、レーザ光ＬＢを二次元的に走査しながらワーク４０に照射する。第２ステップでは、溶接ワイヤ２２の正送と逆送とを所定の周期で繰り返しながらアーク溶接を行う。

Description

ハイブリッド溶接方法
　本開示は、レーザ溶接とアーク溶接のハイブリッド溶接方法に関する。
　近年、自動車の電動化が急速に進められている。電動化において、走行距離に直結するため、車体、特に、重量部品であるバッテリーの軽量化が強く要請されている。この場合、バッテリーケースには、軽量かつ強度と耐久性に優れた材料として、６０００系アルミニウム合金が採用されている。
　一般に、アルミニウムまたはアルミニウム合金の溶接では、溶接箇所の内部にポロシティが発生しやすく、溶接品質を低下させる原因となっている。このようなポロシティの発生を抑制するための方法が提案されている（例えば、特許文献１）。
　特許文献１に開示された方法では、アーク溶接とレーザ溶接を同一溶接線上で行うレーザとアークとのハイブリッド溶接において、所定の溶接線に沿ってアーク溶接を行った後に、アーク溶接箇所に対して、レーザ光の焦点の位置を溶接線と交差する方向に周期性を持たせて変化させながら、レーザ溶接を行っている。このようにすることで、ワークに形成される溶融池の幅が周期的に変動するのを抑えて溶込み幅を一定にすることができる。このことにより、ポロシティの形成を抑制することができる。
　なお、ポロシティとは、溶融金属中に発生したガスによって、溶接金属部に生じたブローホール及び芋虫状に表面まで穴のあいたピット等の総称である。
特開２０１６－０５９９３６号公報
　ところで、製造タクト短縮のため、アルミニウムまたはアルミニウム合金等の熱伝導が高く、熱引けが速く、発生した気泡が抜ける前に固化し、ポロシティとして残留してしまう材質に対する溶接における溶接速度のさらなる向上が求められてきている。しかし、レーザ溶接で溶接速度を速くすると、アンダーカットと呼ばれる欠陥が発生する。これは、溶接速度が速いときに、溶融金属が溶融池内のえぐれた部分を覆う前に凝固するためで、溶接ビードの脇にえぐれた凹みが生じる欠陥である。また、裏波が出るような溶接においては、アンダーフィルと呼ばれる欠陥が発生する。これは溶融金属が裏側に垂れることで、溶接ビード表面に凹みが生じる欠陥である。よって、特許文献１に開示されるように、アーク溶接を先行溶接とし、レーザ溶接を後行溶接とする方法では、後行するレーザ溶接時に欠陥が生じるため、溶接速度の向上と、溶接欠陥の低減、溶込み深さの確保を同時に解決できない。
　本開示はかかる点に鑑みてなされたもので、その目的は、溶込み深さを確保しつつ、ポロシティ等の溶接欠陥や、アンダーカット、アンダーフィルなど、ビード表面の凹みに関わる溶接欠陥を低減でき、さらに溶接速度の向上が図れるレーザ溶接を行うレーザ溶接とアーク溶接を行うアーク溶接とのハイブリッド溶接方法を提供することにある。
　上記目的を達成するため、本開示に係るハイブリッド溶接方法は、所定の溶接線に沿ってワークの表面にレーザ光を照射する第１ステップと、前記第１ステップの後に、前記レーザ光の照射箇所をさらにアーク溶接する第２ステップと、を備え、前記ワークの材質は、アルミニウム、アルミニウム合金、マグネシウム、マグネシウム合金、銅、及び銅合金のいずれかであり、前記第１ステップでは、前記ワークの厚さ方向及び前記溶接線に沿った方向とそれぞれ交差する方向に所定の幅の溶融池が形成されるように、前記レーザ光を二次元的に走査しながら前記ワークに照射し、前記第２ステップでは、溶接ワイヤの正送と逆送とを所定の周期で繰り返しながら前記アーク溶接を行うことを特徴とする。
　本開示によれば、溶込み深さを確保しつつ、ポロシティ等の溶接欠陥、アンダーカットやアンダーフィルなどのビード表面の凹みに関わる溶接欠陥を低減でき、さらに溶接速度の向上が図れる。
図１は、実施形態に係るハイブリッド溶接装置の概略構成図である。 図２は、溶接方向に対する溶接ヘッドの傾斜状態を示す模式図である。 図３は、比較例に係るレーザ出力と凹み深さとの関係を示す図である。 図４は、比較例に係る一例の溶接ビードのＺ方向プロファイルを示す図である。 図５は、比較例に係る他の例の溶接ビードのＺ方向プロファイルを示す図である。 図６は、比較例に係るレーザ出力と溶込み深さ及びポロシティの個数との関係を示す図である。 図７は、比較例に係る溶接ビードのＸ線回折画像と断面形状画像である。 図８Ａは、レーザ光を溶接線と交差する方向に単振動させた場合の走査軌跡を示す模式図である。 図８Ｂは、図８Ａに示す軌跡でレーザ光を走査しつつ、レーザヘッドを溶接線に沿って所定の速度で溶接方向に移動させた場合のレーザ光の走査軌跡を示す模式図である。 図９Ａは、レーザ光を円形に走査させた場合の走査軌跡を示す模式図である。 図９Ｂは、図９Ａに示す軌跡でレーザ光を走査しつつ、レーザヘッドを溶接線に沿って所定の速度で溶接方向に移動させた場合のレーザ光の走査軌跡を示す模式図である。 図１０は、レーザ光の走査形態と凹み深さとの関係を示す図である。 図１１は、レーザ光を正弦波形状に走査した場合の溶接ビードのＺ方向プロファイルの一例を示す図である。 図１２は、レーザ光をスピン形状に走査した場合の溶接ビードのＺ方向プロファイルの他の例を示す図である。 図１３は、レーザ光の走査形態と溶込み深さ及びポロシティの個数との関係を示す図である。 図１４は、レーザ光を走査振幅１．５ｍｍで正弦波形状に走査した場合の走査周波数と溶込み深さ及びポロシティの個数との関係を示す図である。 図１５は、レーザ光を走査振幅１．０ｍｍでスピン形状に走査した場合の走査周波数と溶込み深さ及びポロシティの個数との関係を示す図である。 図１６は、レーザ光を走査振幅１．５ｍｍでスピン形状に走査した場合の走査周波数と溶込み深さ及びポロシティの個数との関係を示す図である。 図１７は、レーザ溶接時の溶込み深さとポロシティの個数との関係を示す図である。 図１８Ａは、レーザ光を走査振幅１．５ｍｍ、走査周波数４４０Ｈｚで正弦波形状に走査し、かつレーザ出力を５ｋＷとした場合の溶接ビードの表面形状画像である。 図１８Ｂは、図１８Ａに示す溶接ビードのＸ線回折画像である。 図１８Ｃは、図１８Ａに示す溶接ビードの断面形状画像である。 図１９Ａは、レーザ光を走査振幅１．５ｍｍ、走査周波数１００Ｈｚでスピン形状に走査し、かつレーザ出力を５ｋＷとした場合の溶接ビードの表面形状画像である。 図１９Ｂは、図１９Ａに示す溶接ビードのＸ線回折画像である。 図１９Ｃは、図１９Ａに示す溶接ビードの断面形状画像である。 図２０Ａは、比較例に係るハイブリッド溶接時の溶接ビードの表面形状画像である。 図２０Ｂは、図２０Ａに示す溶接ビードのＸ線回折画像である。 図２０Ｃは、図２０Ａに示す溶接ビードの断面形状画像である。 図２１Ａは、実施形態に係るハイブリッド溶接時の溶接ビードの表面形状画像である。 図２１Ｂは、図２１Ａに示す溶接ビードのＸ線回折画像である。 図２１Ｃは、図２１Ａに示す溶接ビードの断面形状画像である。 図２２は、溶接ビードの平面形状の模式図である。 図２３Ａは、比較例に係るレーザ溶接時の図２２のＡ－Ａ線での断面模式図である。 図２３Ａは、比較例に係るレーザ溶接時の図２２のＢ－Ｂ線での断面模式図である。 図２４Ａは、実施形態に係るレーザ溶接時の図２２のＡ－Ａ線での断面模式図である。 図２４Ａは、実施形態に係るレーザ溶接時の図２２のＢ－Ｂ線での断面模式図である。
　以下、本開示の実施形態を図面に基づいて説明する。なお、以下の好ましい実施形態の説明は、本質的に例示に過ぎず、本開示、その適用物或いはその用途を制限することを意図するものではない。
　（実施形態）
　［１：ハイブリッド溶接装置の構成］
　図１は、実施形態に係るハイブリッド溶接装置の概略構成図を示し、図２は、溶接方向に対する溶接ヘッドの傾斜状態を模式的に示す。
　なお、以降の説明において、レーザ光ＬＢ及びアークが照射されるワーク４０の面を「表面」と呼び、ワーク４０の厚さ方向に表面と対向する面を裏面と呼ぶ。また、ワーク４０の厚さ方向をＺ方向と呼び、ワーク４０の表面において溶接線に沿った方向をＸ方向と呼び、ワーク４０の表面において、Ｘ方向と直交する方向をＹ方向と呼ぶ。Ｘ方向は、溶接方向とも呼ぶ。
　なお、本願明細書において、「直交」または「平行」あるいは「同じ」とは、ハイブリッド溶接装置３０やその構成部品の組立公差や加工公差を含んで直交しているか、または平行であるか、あるいは同じという意味であり、比較対象同士が厳密な意味で直交しているか、または平行であるか、あるいは同じことまでを意味するものではない。
　図１に示すように、ハイブリッド溶接装置３０は、レーザ溶接装置１０とアーク溶接装置２０とを有している。
　レーザ溶接装置１０は、ロボット１３と、ロボット１３の先端に取り付けられ、レーザ光ＬＢを照射するレーザヘッド１１と、レーザヘッド１１に一端が接続された光ファイバ１２（図２参照）と、光ファイバの他端に光学的に結合されたレーザ光源（図示せず）とを有している。また、レーザ溶接装置１０は、ロボット１３に接続されたロボット制御部１４と、レーザ光源に接続された電源（図示せず）と電源の動作を制御するレーザ出力制御部（図示せず）とを有している。
　図示しないが、レーザヘッド１１の内部には、レーザ光ＬＢのワーク４０の表面で二次元的に走査するための光スキャナが設けられている。光スキャナは、例えば、公知のガルバノスキャナである。
　アーク溶接装置２０は、ロボット２４と、ロボット２４の先端に取り付けられた溶接トーチ２１と、ロボット２４に取り付けられたワイヤ送給装置２３と、を有している。溶接ワイヤ２２（図２参照）は、ワイヤ送給装置２３によりワーク４０の表面に向かう方向に送給されるとともに（正送）、ワーク４０の表面から離れる方向にも送給される（逆送）。溶接トーチ２１は、溶接ワイヤ２２を送給可能に保持している。また、アーク溶接装置２０は、ロボット２４に接続されたロボット制御部２５と、溶接ワイヤ２２に電気的に接続された溶接電源（図示せず）と溶接電源の動作を制御するアーク制御部（図示せず）とを有している。
　ロボット制御部１４，２５とレーザ制御部とアーク制御部とは、それぞれ、１または複数のＣＰＵ（Central Processing Unit）で構成されるか、１または複数のＭＣＵ（Micro Controller Unit）で構成される。
　なお、以降の説明において、レーザ溶接を行うレーザヘッド１１とアーク溶接を行う溶接トーチ２１とを総称して、溶接ヘッドと呼ぶことがある。
　本実施形態において、ワーク４０に対して、まず、レーザ溶接を行い、レーザ溶接で形成された溶接箇所に対してさらにアーク溶接が行われて、最終的に溶接ビード（例えば、図２１Ａ参照）が形成される。
　この際、溶接方向に対してレーザヘッド１１を後退させてレーザ溶接を行う。一方、アーク溶接では、溶接方向に対して溶接トーチ２１を前進させる。
　ここで、溶接トーチ２１を前進させるとは、図２に示すように、溶接トーチ２１の先端が、その後端よりもワーク４０の溶接方向に沿って前方に位置した状態にすることを言う。レーザヘッド１１を後退させるとは、レーザヘッド１１の先端が、その後端よりもワーク４０の溶接方向に沿って後方に位置した状態にすることを言う。
　また、溶接ヘッドの先端と後端とを結ぶ線が、ワーク４０の表面に対して垂直となる状態を面直状態と言う。レーザ溶接、アーク溶接ともに、溶接ヘッドを面直状態にして溶接を行ってもよい。
　また、レーザ溶接、アーク溶接ともに、溶接中には、溶接箇所にシールドガスを吹き付ける。または、アーク側からのみシールドガスを吹き付けても良い。シールドガスは、溶接トーチ２１に設けられたガス配管（図示せず）を通して先端のノズルから溶接箇所に吹き付けられる。
　なお、本実施形態に関しては、アーク溶接ロボットと、レーザ溶接ロボットと、別々の構成として２台のロボットでハイブリッド溶接を行う構成としたが、１台のロボットで、アーク溶接を行うアーク溶接のトーチとレーザ溶接を行うレーザ溶接のヘッドとを一体化したヘッドとする構成にしてもよい。
　［２：レーザ溶接条件に関する予備検討について］
　前述したように、アーク溶接では、所定以上の溶込み深さを得つつ、溶接速度を向上させることは難しい。一方、レーザ溶接では、レーザ光ＬＢのパワー密度が高いため、所定以上の溶込み深さを得つつ、溶接速度を向上させることが可能である。しかし、溶接欠陥を低減しつつ、これらが実現できるか否かは、ワーク４０の材質等によって変わるため、溶接条件を適切に設定する必要がある。
　特に、ワーク４０の材質がアルミニウムやアルミニウム合金の場合、溶接中に発生する気泡４３ａ（例えば、図２３Ａ参照）がワーク４０の内部に残存したポロシティ（Porosity）４３（例えば、図７参照）が溶接欠陥として発生しやすい。この点に関して、Ｌｉ等の論文に、レーザヘッドを溶接線に沿って移動させつつ、レーザ光を溶接線と交差する方向に走査しながら溶接を行うことで、ポロシティ４３を低減でき、特に、レーザ光をスピン形状に走査した場合に最も低減効果が高いことが示されている（Liqun Li, Jianfeng Gong, Hongbo Xia, Genchen Peng, Yu Hao, Shenghao Meng and Jiming Wang, “Influence of scan paths on flow dynamics and weld formations during oscillating laser welding of 5A06 aluminum alloy”, Journal of Materials Research and Technology（米）, 2021, Vol.11, p.19 - 32）。
　この論文では、ポロシティ４３が低減できる理由として、レーザ光を前述したように走査しながら溶接を行うことで、溶融池での湯流れの速度低下と温度勾配の低下を実現でき、さらに溶融池の内部で液状金属の流動によって生じる渦が複雑な形状になるためであると述べられている。
　しかし、この論文では、アーク溶接と同等程度の溶接速度、つまり、レーザ溶接としては、極めて溶接速度が低い場合（１．０ｍ／ｍｉｎ）でのみ検討がなされており、実用的に要求される高い溶接速度、例えば、３ｍ／ｍｉｎ以上の溶接速度での挙動については示されていない。
　そこで、本願発明者等は、ハイブリッド溶接のうちレーザ溶接時の条件について予備検討を行い、溶込み深さと溶接欠陥の発生状況との関係を調査した。
　レーザを用いた溶接や、レーザ溶接とアーク溶接とのハイブリッド溶接で、３ｍ／ｍｉｎ以上の高速の溶接速度で深い溶込みの溶接である高速深溶込みの溶接を行う場合に、熱伝導が高く、熱引けが速く、発生した気孔が抜ける前に固化してしまう材質である、ワーク４０の材質がアルミニウムやアルミニウム合金の場合の溶接において、溶接箇所の内部にポロシティ４３の発生が顕著である。
　表１に、予備検討時のワークの形状等及びレーザ溶接条件を示す。
　なお、この予備検討では、表１に示す形状の板材であるワーク４０に直線状の溶接ビード５０が形成されるようにレーザ溶接を行った。つまり、溶接線は所定の方向に延びる直線である。なお、以降の説明において、溶接線に沿った方向をＸ方向と呼び、ワーク４０の表面において溶接線と直交する方向をＹ方向と呼び、Ｘ方向及びＹ方向とそれぞれ直交する方向をＺ方向と呼ぶ。Ｚ方向は、ワーク４０の厚さ方向に相当する。
　また、表１には記載していないが、レーザ光ＬＢの波長は、９７５ｎｍであり、レーザ光ＬＢのビーム径は、数百μｍ（５００μｍ～７００μｍ）程度であった。
　なお、溶接ビード５０の形状評価として、顕微鏡による表面形状の観察と断面形状の観察を行った。また、主にポロシティ４３の有無及び個数を評価するため、溶接ビード５０を含むワークのＸ線回折画像を取得した。なお、長さが１３０ｍｍとなるように、ワーク４０の表面に溶接ビード５０を形成した。
　［２－１：レーザ溶接に関する予備検討（比較例）］
　また、レーザ光ＬＢを溶接線と交差する方向に走査せずに溶接線に沿った方向にライン状にレーザ溶接を行う場合を比較例として、この予備検討を行った。比較例において、レーザ出力を２０００Ｗ～４０００Ｗの範囲で、指定出力を５０Ｗ刻みで変化させて検討を行った。まず、比較例での結果について説明する。
　図３は、比較例に係るレーザ出力と、溶接ビード表面の凹み深さとの関係を示す。図４は、比較例に係る一例の溶接ビードのＺ方向プロファイルを示し、図５は、他の例の溶接ビードのＺ方向プロファイルを示す。
　図３に示すように、レーザ出力が２５００Ｗに至るまで、ワーク４０には凹み（Depression）はほとんど形成されていない。一方、レーザ出力が２５００Ｗを超えると、ワーク４０の表面を基準とした凹み深さが、レーザ出力が増加するにつれて深くなった。これは、レーザ出力が２５００Ｗに至るまでは、熱伝導で溶接が進む熱伝導溶接モードであり、レーザの殆どが反射するためワーク４０の溶込み深さが浅い。一方、レーザ出力が２５００Ｗを超えると、キーホール４２（例えば、図２３Ａ参照）が形成されて溶接が進むキーホール溶接モードのキーホール溶接となり、キーホール４２の内部でレーザ光の反射を繰り返す多重反射が起こり、それによってワーク４０の溶込み深さが深くなる。一方で、溶込み深さが深くなると同時に溶融した金属の飛散（スパッタの発生）や、アンダーカット５１の発生が起こり、ビード表面に凹みが生じる。さらに、３５００Ｗ以上では過剰入熱により溶融池が裏板側に垂れて、ビード表面にはアンダーフィル５２による凹みが生じる。
　図４には、図３においてＩＶの符号を付した丸部における、レーザ出力条件（約３２５０Ｗ）で形成した溶接ビード５０のＺ方向プロファイルを示している。この条件では、図４に示すように、溶接ビード５０の両側に凹みが形成された。この凹みはアンダーカット５１と呼ばれる。
　図５には、図３においてＶの符号を付した丸部における、レーザ出力条件（約３８００Ｗ）で形成した溶接ビード５０のＺ方向プロファイルを示している。この条件では、図５に示すように、溶接ビード５０が形成された部分全体にわたって凹みが形成された。この凹みはアンダーフィル５２と呼ばれる。
　図４、５のそれぞれに対応するレーザ出力条件は、いずれもキーホール溶接にあたる。ただし、図４に示す条件では、レーザ溶接時に形成される溶融池４１（例えば、図２３Ａ参照）は、ワーク４０の裏面に到達していない、いわゆる部分溶込み状態である。一方、図５に示す条件では、レーザ溶接時に形成される溶融池４１は、ワーク４０の裏面に到達している。いわゆる完全溶込み状態であり、この場合、ワーク４０の裏面に裏波が形成される。溶融池４１の一部がワーク４０の裏面から垂れ下がるため、前述したアンダーフィル５２が形成される。
　つまり、レーザ溶接がキーホール溶接モードになり、溶込み深さ（Penetration depth）がある程度以上深くなると、凹みが形成され、レーザ出力の増加に応じて凹み深さも深くなることがわかった。
　一方、比較例に係る予備検討では、レーザ出力（Laser Output）とポロシティ４３の個数（Number of porosity）との間に興味深い相関が見られた。
　図６は、比較例に係るレーザ出力と溶込み深さ及びポロシティの個数との関係を示し、図７は、比較例に係る溶接ビードの表面形状画像とＸ線回折画像と断面形状画像とを示す。
　なお、図７に示す各画像は、図６においてＩ～ＩＩＩの符号を付した丸部における、レーザ出力条件で形成した溶接ビード５０の画像である。
　図６に示すように、レーザ溶接が熱伝導溶接モードである場合、溶込み深さは、レーザ出力にほとんど依存しなかった（溶込み深さの値として、０．３ｍｍ～０．４ｍｍ程度）。また、ポロシティ４３の個数は、レーザ出力に依存せず、ゼロであった。この場合、ワーク４０がほとんど溶込まず、キーホール４２が形成されないため、ポロシティ４３が発生していないと考えられる。
　これに対し、レーザ溶接がキーホール溶接モードである場合、図６に示すように、溶込み深さは、レーザ出力の増加につれて増加し、３ｍｍで飽和した。ワーク４０の厚さが３ｍｍなので、完全溶込み状態に達したためである。
　一方、ポロシティ４３の個数は、レーザ出力の増加につれて単調に増加した後、レーザ出力が３２００Ｗ程度で減少に転じ、レーザ出力が３２００Ｗを超えると単調に減少した。
　レーザ出力による溶込み深さの変化とあわせて考えると、完全溶込み状態になり、裏波が形成され始めると、ポロシティ４３の個数が減少に転じるものと考えられた。
　また、図７の中段に示すように、部分溶込み状態では、Ｘ線回折画像で見ると、その内部には多数のポロシティ４３が観測された。なお、Ｘ線回折画像において、密度が低い部分の色が薄くなる。Ｘ線回折画像において、白色になっている部分がポロシティ４３であるとして、ポロシティ４３の個数をカウントした。
　一方、図７の下段に示すように、完全溶込み状態では、Ｘ線回折画像で見ると、部分溶込み状態の場合よりもポロシティ４３の個数は少なくなっていた。
　しかし、部分溶込み状態、完全溶込み状態いずれの場合でも、ポロシティ４３の個数はゼロにはならず、十数個以下には低下しなかった。また、図７の中段及び下段の断面形状画像から、ポロシティ４３が、ワーク４０の裏面に近い側に形成されていることが観察された。
　これらのことから推測すると、ポロシティ４３の発生には、キーホール４２の形成が関係していると考えられた。キーホール４２の底部は、レーザ光ＬＢが直接照射される部分であり、その周囲の溶融池４１の挙動も、他の領域に比べて不安定になりやすい。
　また、本検討では、ワーク４０の材質がアルミニウム合金の一種であるＡ６０６１である。アルミニウムやアルミニウム合金は、鉄等と比べて融点が低く、熱伝導率が高いため、レーザ光ＬＢの照射により速やかに溶融する一方、レーザ光ＬＢが照射されなくなると溶融部分が速やかに凝固する。このことも相まって、不安定なキーホール４２の底部で気泡４３ａが閉じ込められやすくなり、ポロシティ４３が発生すると考えられた。また、完全溶込み状態になると、キーホール４２の底部がワーク４０の裏面に近接するため、薄くなったキーホール４２の底部からワーク４０の裏面に気泡４３ａが逃げやすくなり、ポロシティ４３の個数が減少するものと推測される。
　しかし、レーザ光ＬＢを溶接線と交差する方向に走査せずに、溶接線に沿った方向に直線状にレーザ溶接を行う比較例に係る予備検討では、完全溶込み状態になるようにレーザ溶接を行っても、ポロシティ４３の個数をゼロにすることはできなかった。
　［２－２：レーザ溶接に関する予備検討］
　比較例に係る予備検討の結果を受けて、Ｌｉ等が試みたように、レーザ光ＬＢを溶接線と交差する方向に走査しながらレーザ溶接を行った。この際、レーザ光ＬＢの走査形態を２種類で検討した。
　図８Ａは、レーザ光を溶接線と交差する方向に単振動させた場合の走査軌跡を示す模式図である。図８Ｂは、図８Ａに示す軌跡でレーザ光を走査しつつ、レーザヘッドを溶接線に沿って所定の速度で移動させた場合のレーザ光の走査軌跡を示す模式図である。図９Ａは、レーザ光を円形に走査させた場合の走査軌跡を示す模式図である。図９Ｂは、図９Ａに示す軌跡でレーザ光を走査しつつ、レーザヘッドを溶接線に沿って所定の速度で移動させた場合のレーザ光の走査軌跡を示す模式図である。
　なお、図８Ａ，９Ａにそれぞれ示す軌跡は、ロボット１３を溶接方向に移動せず静止させた状態で、レーザヘッド１１の内部のガルバノスキャナ等の光スキャナを動作させた場合のレーザ光ＬＢの軌跡である。
　１番目の走査形態は、レーザ光ＬＢをワーク４０の表面で正弦波形状に走査する形態であり、具体的には、図８Ａ，８Ｂに示すようにレーザ光ＬＢを走査する。
　まず、図８Ａに示すように、レーザ光ＬＢをＹ方向に走査振幅Ａで単振動させる。この場合、走査振幅Ａを１．５ｍｍ、走査周波数を１００Ｈｚとしている。図８Ａに示す軌跡の中点で最も走査速度が高くなり、かつ中点から離れるにつれて走査速度が低くなるように、レーザ光ＬＢを走査する。また、走査軌跡の両端では、レーザ光ＬＢの走査は一時的に停止する。
　図８Ａに示す軌跡でレーザ光ＬＢを走査しつつ、ロボット１３の先端を溶接方向としてのＸ方向に沿って一定の速度、この場合は溶接速度（３．０ｍ／ｍｉｎ）で移動させると、図８Ｂに示すように、レーザ光ＬＢは、ワーク４０の表面で正弦波形状を描くように走査される。
　２番目の走査形態は、レーザ光ＬＢをワーク４０の表面でスピン形状に走査する形態であり、具体的には、図９Ａ，９Ｂに示すようにレーザ光ＬＢを走査する。なお、スピン形状は、サイクロイド形状とも呼ばれる。
　まず、図９Ａに示すように、レーザ光ＬＢを、円形を描くように走査する。この円の直径Φが走査振幅に相当する。この場合、走査振幅Φを１．５ｍｍ、走査周波数を１００Ｈｚとしている。
　図９Ａに示す軌跡でレーザ光ＬＢを走査しつつ、ロボット１３の先端をＸ方向に沿って一定の速度（＝３．０ｍ／ｍｉｎ）で移動させると、図９Ｂに示すように、レーザ光ＬＢは、ワーク４０の表面でスピン形状を描くように走査される。
　レーザ光ＬＢを正弦波形状に走査する場合、スピン形状に走査する場合のいずれにおいても、ワーク４０には、走査振幅に対応したＹ方向の幅を有する溶融池４１が形成され、溶融池４１が凝固して溶接ビード５０が形成される。
　図１０は、レーザ光の走査形態と溶接ビードの表面の凹み深さとの関係を示す図である。前述した２種類の走査形態（Scanning Shape）で、ワーク４０をレーザ溶接した場合の凹み深さを示している。なお、横軸において「Ｓｉｎｅ」は正弦波形状の走査形態を意味し、「Ｓｐｉｎ」はスピン形状の走査形態を意味する。「Ｓｉｎｅ」または「Ｓｐｉｎ」の横の数字は、走査振幅（ｍｍ）を表している。また、図１０に示す例は、表１に示す複数の走査周波数でレーザ光ＬＢを走査した場合の結果の平均値を示している。
　図１０から明らかなように、正弦波形状の走査形態、スピン形状の走査形態のいずれにおいても、走査振幅が０．５ｍｍの場合、溶接ビードの凹み深さが最も大きくなっていた。図示しないが、これらの場合、ワーク４０の裏面に裏波が形成されていた。
　一方、走査振幅が１．５ｍｍの場合、走査振幅が０．５ｍｍの場合と比べて、凹み深さは浅くなっていたが、走査形態によって、形成される凹みの種類は異なっていた。
　図１１は、レーザ光を正弦波形状に走査した場合の溶接ビードのＺ方向プロファイルの一例を示す図である。図１２は、レーザ光をスピン形状に走査した場合の溶接ビードのＺ方向プロファイルの他の例を示す図である。図１１、図１２ともに、走査振幅が１．５ｍｍの場合のプロファイルである。なお、図１１に示す例では、走査周波数は１６０Ｈｚであり、図１２に示す例では、走査周波数は２００Ｈｚである。
　図１１に示すレーザ光を正弦波形状に走査した場合の例では、溶接ビード５０の両側にアンダーカット５１が形成されていた。一方、図１２に示すレーザ光をスピン形状に走査した場合の例では、溶接ビード５０に並んで凹み５３が形成されていた。後者の場合、溶融池４１の形成状態が反映され、Ｙ方向の一方に偏った位置に凹み５３が形成されたと考えられた。
　このように、レーザ光ＬＢの走査形態に応じて、形成される凹みの種類や深さは異なりうる。一方で、溶込み深さ及びポロシティ４３の個数にも、レーザ光ＬＢの走査形態による違いが見られた。
　図１３は、レーザ光の走査形態と溶込み深さ及びポロシティの個数との関係を示す図であり、横軸は、図１０に示すものと同じである。また、レーザ光の走査形態と溶込み深さ及びポロシティ４３の個数もそれぞれ、表１に示す複数の走査周波数でレーザ光ＬＢを走査した場合の結果の平均値で示している。
　図１３から明らかなように、正弦波形状の走査形態、スピン形状の走査形態のいずれにおいても、走査振幅が大きくなるにつれて、溶込み深さは浅くなっていた。一方、走査振幅に対する溶込み深さの変化は、レーザ光ＬＢをスピン形状に走査した場合の方が、その浅くなる度合いが大きくなっていた。
　また、走査振幅が０．５ｍｍの場合に比べて、走査振幅が１．５ｍｍの場合に、正弦波形状の走査形態、スピン形状の走査形態のいずれにおいても、ポロシティ４３の個数は減少していた。また、レーザ光ＬＢをスピン形状に走査した場合、走査振幅が大きくなるにつれて、ポロシティ４３の個数は減少していた。ここで、正弦波形状の走査振幅が０．５ｍｍの場合に、正弦波形状の走査振幅が１．０ｍｍの場合と比較してポロシティ４３の個数が少ないのは、裏波溶接となり、キーホール４２が裏面まで達していたためだと考える。
　さらに、ポロシティ４３の個数が少ない条件、具体的には、図１３において、走査形態を四角で囲んだ条件に関して、走査周波数に対する溶込み深さとポロシティ４３の個数の変化を調べた。
　図１４は、レーザ光を走査振幅１．５ｍｍで正弦波形状に走査した場合の走査周波数と溶込み深さ及びポロシティの個数との関係を示す図である。図１５は、レーザ光を走査振幅１．０ｍｍでスピン形状に走査した場合の走査周波数と溶込み深さ及びポロシティの個数との関係を示す図である。図１６は、レーザ光を走査振幅１．５ｍｍでスピン形状に走査した場合の走査周波数と溶込み深さ及びポロシティの個数との関係を示す図である。
　図１４～１６から明らかなように、いずれの場合においても、走査周波数が高くなるにつれて、溶込み深さが浅くなる傾向が見られた。なお、図１４に示す例では、走査周波数が４４０Ｈｚ以上で、溶込み深さの減少が飽和し、図１６に示す例では、走査周波数が４５０Ｈｚ以上で、溶込み深さの減少が飽和する傾向が見られた。図１５に示す例では、走査周波数が３００Ｈｚとなる前後で、溶込み深さの変化率に差はあるものの、走査周波数が１００Ｈｚ～８００Ｈｚの範囲では、溶込み深さは単調に減少した。
　また、図１４～１６から明らかなように、いずれの場合においても、走査周波数がある値以上になると、ポロシティ４３の個数がゼロとなった。この走査周波数は、図１４に示す例では、４４０Ｈｚであり、図１５に示す例では、２４０Ｈｚであり、図１６に示す例では、１００Ｈｚであった。
　これらのことを鑑みると、溶込み深さとポロシティ４３の個数との間に何らかの相関関係があるのではないかと推測された。よって、レーザ光ＬＢの走査形態毎に、溶込み深さとポロシティ４３の個数との関係を調べた。
　図１７は、レーザ溶接時の溶込み深さとポロシティの個数との関係を示す図である。
　前述の推測通り、溶込み深さがある値以上になると、溶込み深さの増加につれて、ポロシティ４３の個数が増加する傾向が見られた、この傾向自体は、レーザ光ＬＢの走査形態によらず同じであった。
　しかし、溶込み深さの増加に対してポロシティ４３の個数が増加する度合いは、レーザ光ＬＢの走査形態によって違いが見られた。図１７から明らかなように、レーザ光ＬＢをスピン形状に走査した方が、レーザ光ＬＢを正弦波形状に走査した場合よりもポロシティ４３の個数が減少する傾向が見られた。これは、溶接線に対して交差する方向としての、レーザ溶接中に形成される溶融池４１のＹ方向の幅に関係していると見られる。この点については後で述べる。
　以上の通り、予備検討を行った結果、レーザ光ＬＢをワーク４０の表面で二次元状に走査しながらレーザ溶接を行った場合、ポロシティ４３の個数がゼロとなる条件を見出すことができた。この予備検討では、以下の３つの条件でポロシティ４３の個数がゼロとなることを確認できた。
　まず、レーザ光ＬＢを正弦波形状に走査した場合、走査振幅Ａを１．５ｍｍとし、走査周波数を４４０Ｈｚ以上とすることで、ポロシティ４３の個数がゼロとなることを確認できた。なお、この条件での溶込み深さは、１．３ｍｍ程度であった。
　また、レーザ光ＬＢをスピン形状に走査した場合、走査振幅Φを１．０ｍｍとし、走査周波数を２４０Ｈｚ以上とすることで、ポロシティ４３の個数がゼロとなることを確認できた。なお、走査周波数が２４０Ｈｚの場合の溶込み深さは、１．８ｍｍ程度であった。
　また、レーザ光ＬＢをスピン形状に走査した場合、走査振幅Φを１．５ｍｍとし、走査周波数を１００Ｈｚ以上とすることで、ポロシティ４３の個数がゼロとなることを確認できた。なお、走査周波数が１００Ｈｚの場合の溶込み深さは、１．８ｍｍ程度であった。
　ただし、いずれの場合も、部分溶込みであり、十分な溶込み深さとはなっていない。そこで、さらなる検討として、レーザ出力を４ｋＷから５ｋＷに増加させてレーザ溶接を行い、溶接ビードの形状等を評価した。
　図１８Ａは、レーザ光を走査振幅１．５ｍｍ、走査周波数４４０Ｈｚで正弦波形状に走査し、かつレーザ出力を５ｋＷとした場合の溶接ビードの表面形状画像である。図１８Ｂは、図１８Ａに示す溶接ビードのＸ線回折画像である。図１８Ｃは、図１８Ａに示す溶接ビードの断面形状画像である。
　図１９Ａは、レーザ光を走査振幅１．５ｍｍ、走査周波数１００Ｈｚでスピン形状に走査し、かつレーザ出力を５ｋＷとした場合の溶接ビードの表面形状画像である。図１９Ｂは、図１９Ａに示す溶接ビードのＸ線回折画像である。図１９Ｃは、図１９Ａに示す溶接ビードの断面形状画像である。
　図１８Ｃ，１９Ｃから明らかなように、いずれの場合も、溶接ビード５０がワーク４０の裏面にほぼ達していた。特に、図１９に示す例では、ワーク４０の裏面に裏波が形成されていた。
　一方、図１８Ｂ，１８Ｃに示すように、レーザ光を走査振幅１．５ｍｍ、走査周波数４４０Ｈｚで正弦波形状に走査した場合、レーザ出力を５ｋＷにすると、ポロシティ４３の発生が見られた。しかし、レーザ光を走査振幅１．５ｍｍ、走査周波数１００Ｈｚでスピン形状に走査した場合、レーザ出力を５ｋＷにしても、ポロシティ４３の発生がほとんど見られなかった。
　言い換えると、レーザ出力５ｋＷとし、レーザ光を走査振幅１．５ｍｍ、走査周波数４４０Ｈｚで正弦波形状に走査した場合がポロシティ４３の発生が見られ、レーザ光を走査振幅１．５ｍｍ、走査周波数１００Ｈｚでスピン形状に走査した場合がほぼポロシティ４３の発生がほとんど無くなっている。
　レーザ光を走査振幅１．５ｍｍ、走査周波数４４０Ｈｚで正弦波形状に走査した場合と、レーザ光を走査振幅１．５ｍｍ、走査周波数１００Ｈｚでスピン形状に走査した場合とは、いずれも、走査周波数に関しポロシティ４３の個数がゼロとなる境界条件である。
　しかし、図１７に示したように、溶け込み深さの増加に対するポロシティ４３の個数の増加の度合いが、レーザ光ＬＢをスピン形状に走査した場合よりも、レーザ光ＬＢを正弦波形状に走査した場合の方が大きくなっていた。
　このことに起因して、レーザ光ＬＢを正弦波形状に走査した場合、レーザ出力を増加させて、溶込み深さを深くしたことで、ポロシティ４３の個数がゼロから増加したものと推測された。なお、レーザ光ＬＢを正弦波形状に走査した場合も、レーザ出力と走査振幅、さらに走査周波数との関係を適切に設定することで、ポロシティ４３の個数をゼロにすることは可能であると考えられる。
　なお、高速である溶接速度３．０ｍ／ｍｉｎで、完全溶込みとなる、ワーク４０の厚み３ｍｍに相当する溶込み深さ３．０ｍｍ、レーザ出力５ｋＷとし、レーザ光を走査振幅１．５ｍｍ、走査周波数１００Ｈｚでスピン形状に走査した場合に、後述するレーザ溶接を先行として、溶接ワイヤ２２の正送と逆送とを繰り返す短絡溶接を行うアーク溶接を後行とするハイブリッド溶接を行うことにより、３ｍ／ｍｉｎ以上の高速の溶接速度で溶接を行っても、後行のアーク溶接の入熱により溶融池４１の熱引けを抑制し、溶融池４１内の気泡４３ａの排出をより安定して促進でき、溶接箇所の内部のポロシティ４３の個数がゼロとなることを実現できた。詳しくは後述するものとする。
　以上検討したように、所定以上の溶接速度と溶込み深さ、この場合は、アーク溶接時の溶接速度よりも十分に高速である溶接速度３．０ｍ／ｍｉｎと完全溶込みとなる、ワーク４０の厚み３ｍｍに相当する溶込み深さ３．０ｍｍを目標としつつ、溶接ビード５０のポロシティ４３の個数をゼロにするには、レーザ光ＬＢを溶接線に沿った方向と交差する方向に走査しながらレーザ溶接を行うことが有効であることがわかった。また、レーザ光ＬＢの走査形態は、正弦波形状の走査、スピン形状の走査のいずれも可能であることが、予備検討から示唆された。なお、それぞれの場合において、走査振幅と走査周波数とを適切に設定する必要がある。
　ただし、図１８Ａ～１８Ｃ、図１９Ａ～１９Ｃから明らかなように、溶接ビード５０の表面荒れや凹み５３の発生は抑制できていない。
　このことを踏まえ、レーザ溶接に続けてアーク溶接を行うハイブリッド溶接を行い、溶接ビード５０の形状改善を試みた。
　［２－３：ハイブリッド溶接に関する検討］
　図２０Ａは、比較例に係るハイブリッド溶接時の溶接ビードの表面形状画像である。図２０Ｂは、図２０Ａに示す溶接ビードのＸ線回折画像である。図２０Ｃは、図２０Ａに示す溶接ビードの断面形状画像である。
　図２１Ａは、実施形態に係るハイブリッド溶接時の溶接ビードの表面形状画像である。図２１Ｂは、図２１Ａに示す溶接ビードのＸ線回折画像である。図２１Ｃは、図２１Ａに示す溶接ビードの断面形状画像である。
　比較例として、［２－１］に示した条件、つまり、レーザ光ＬＢを溶接線と交差する方向に走査せずに溶接線に沿った方向にライン状にレーザ溶接を行った。つまり、溶接速度は３．０ｍ／ｍｉｎであり、レーザ出力は４ｋＷである。この場合に形成された溶接ビード５０の形状等を図２０Ａ～２０Ｃに示している。
　一方、本実施形態では、レーザ光ＬＢを、溶接線と交差する方向に走査するように、スピン形状に走査しながらレーザ溶接を行った。走査振幅Φは、１．５ｍｍであり、走査周波数は１００Ｈｚである。また、溶接速度は３．０ｍ／ｍｉｎであり、レーザ出力は５ｋＷである。この場合に形成された溶接ビード５０の形状等を図２１Ａ～２１Ｃに示している。
　なお、図２０Ａ～２０Ｃに示す比較例に係る例、図２１Ａ～２１Ｃに示す実施形態に係る例のいずれも、レーザヘッド１１をその先端が、後端よりもワーク４０の溶接方向に沿って後方に位置した状態にあるように、後退させてレーザ溶接を行った。
　また、図２０Ａ～２０Ｃに示す例、図２１Ａ～２１Ｃに示す例のいずれも、アーク溶接は以下の条件で行った。
　移動平均としての設定電流としてのアーク電流は１００Ａであり、移動平均としての設定電圧としてのアーク電圧は１１．１Ｖである。また、前述したように、溶接トーチ２１を前進させてアーク溶接を行った。溶接ワイヤ２２のワイヤ径はφ１．６ｍｍであった。また、この場合のアーク溶接は、溶接ワイヤ２２をワーク４０の表面に向けて、所定の周波数（１００～１５０Ｈｚ）で正送と逆送とを繰り返す短絡溶接である。
　ここで、正送と逆送とを繰り返す短絡溶接としているのは、ワーク４０の溶接部の溶融金属が液体となっている場合、つまり、溶融池が形成されている場合、正送と逆送とを繰り返す短絡溶接により、溶接速度が速くてもハンピングビードが発生せずに正常な溶接ビードとなるからである。例えば、溶接速度１０．０ｍ／ｍｉｎの高速溶接でも問題なく溶接ができる特長がある。そのため、レーザ溶接を先行として、アーク溶接を後行とするハイブリッド溶接と相性がよく、このような構成とすることで、溶接速度が３ｍ／ｍｉｎ以上の高速溶接に対応できるようになる。ここで、ハンピングビードとは、溶接速度が大きい場合には溶融金属量が少ないため、その溶融金属全体が強いアーク圧力で溶融池の後方に押し流され、アーク方向に戻りきる前にそのまま凝固して溶接ビードが形成されるものを言う。
　比較例に係る図２０Ｃ、実施形態に係る図２１Ｃから明らかなように、比較例、本実施形態ともに、ワーク４０の裏面に裏波が形成され、完全溶込み状態となっていた。つまり、目標とする溶込み深さ（＝３．０ｍｍ）は達成できていた。
　一方、比較例について見ると、図２０Ｂ、２０Ｃから明らかなように、溶接ビード５０の内部に多数のポロシティ４３が発生しているのが観測された。つまり、レーザ溶接の後にアーク溶接を行っても、ポロシティ４３の個数は減少できないことがわかった。
　通常、アーク溶接はレーザ溶接に比べて単位面積当たりの入熱が小さいため、レーザ溶接後、アーク溶接箇所の溶融池４１は溶込みが浅く、溶接ビード５０の内部に残ったポロシティ４３がワーク４０の外部に排出し切れないためと考えられた。
　一方、本実施形態について見ると、図２１Ｂ、２１Ｃから明らかなように、溶接ビード５０の内部にポロシティ４３は観測されなかった。また、図２１Ｃに示すように、溶接ビード５０の表面に凹みは形成されていなかった。また、図２１Ａ、２１Ｂから明らかなように、ワーク４０の表面にピットや割れ等の溶接欠陥も発生していなかった。つまり、溶接方向に対して、先行のレーザ溶接と後行のアーク溶接のハイブリッド溶接における、正送と逆送とを繰り返す短絡溶接を行う高速の溶接速度でのアーク溶接により、レーザ溶接後の溶接ビードの表面を整え、肉盛りをするように溶接し、溶接欠陥の発生を抑制できるとともに、溶接ビード５０の形状が改善されているのが確認できた。
　［３：効果等］
　以上説明したように、本実施形態に係るハイブリッド溶接方法は、所定の溶接線に沿ってワーク４０の表面にレーザ光ＬＢを照射する第１ステップと、第１ステップの後に、レーザ光ＬＢの照射箇所をさらにアーク溶接する第２ステップと、を備えている。
　第１ステップでは、ワーク４０の厚さ方向（Ｚ方向）及び溶接線に沿った方向（Ｘ方向）とそれぞれ交差する方向（Ｙ方向）に所定の幅の溶融池４１が形成されるように、レーザ光ＬＢを二次元的に走査しながらワーク４０に照射する。
　第２ステップでは、溶接ワイヤ２２の正送と逆送とを所定の周期で繰り返しながらアーク溶接を行う。
　本実施形態によれば、アーク溶接に先行してレーザ溶接を行うことで、単独で行うアーク溶接に比べて高い溶接速度でワーク４０を溶接しつつ、深い溶込みが得られる。また、レーザ溶接に続けて、正送と逆送とを繰り返す短絡溶接を行うアーク溶接を行うことで、３ｍ／ｍｉｎ以上の高速溶接においても、ハンピング等を起こすことなく、溶接が可能となる。また、溶接ワイヤ２２を用いたアーク溶接を行うことで、アンダーカット５１やアンダーフィル５２等の凹みがなく、溶接ビード５０の形状を良好にすることができ、また、割れ等の溶接欠陥の発生を抑制することができる。なお、ハンピングとは、溶接ビード５０を上から見たとき、不連続な形状になることを言い、いわゆるハンピングビードのことである。
　さらに、レーザ光ＬＢを所定の条件で二次元的に走査しながらレーザ溶接を行うことで、ポロシティ４３の発生を抑制できる。
　特に、ポロシティ４３の発生を抑制できる点については、以下に示すメカニズムが作用していると考えられる。
　図２２は、溶接ビードの平面形状の模式図である。図２３Ａは、比較例に係るレーザ溶接時の図２２のＡ－Ａ線での断面模式図である。図２３Ｂは、比較例に係るレーザ溶接時の図２２のＢ－Ｂ線での断面模式図である。図２４Ａは、実施形態に係るレーザ溶接時の図２２のＡ－Ａ線での断面模式図である。図２４Ｂは、実施形態に係るレーザ溶接時の図２２のＢ－Ｂ線での断面模式図である。
　まず、図２３Ａ、２３Ｂに示す例について考える。これらは、レーザ光ＬＢを溶接線と交差する方向に走査せずに溶接線に沿った方向にライン状にレーザ溶接を行った場合、つまり、［２－１］に示した場合の溶接ビード５０の断面模式図である。
　図２３Ａに示すように、レーザ光ＬＢの照射箇所では、溶融池４１が形成される。また、溶融池４１の内部では、レーザ光ＬＢの照射点及びその近傍に、表面が開口したキーホール４２が形成される。レーザ光ＬＢがＸ方向に沿って進行すると、ワーク４０への入熱が急激に減少するため、溶融池４１が固化して凝固部４４が形成され、最終的に溶接ビード５０となる。ここで、キーホール４２の底部には、レーザ光ＬＢが直接照射される。つまり、キーホール４２の底部では、ワーク４０の溶融と凝固とが連続して起こっている。また、この部分で、溶融池４１に気泡４３ａが発生しやすいと考えられる。
　図２３Ａ，２３Ｂに示すように、キーホール４２は、ワーク４０の表面から裏面に向けて幅が狭くなっており、これに応じて、溶融池４１の幅も、Ｘ方向、Ｙ方向ともに狭くなっている。
　特に、キーホール４２の底部において、溶融池４１の幅が狭くなっていると、溶融池４１の内部に発生した気泡４３ａが溶融池４１から十分に抜けきらない前に、溶融池４１が凝固してしまう。このようなことが起こるため、溶融池４１に発生した気泡４３ａがポロシティ４３としてワークの内部に残存してしまうと考えられた。完全溶込み状態であれば、溶融池４１の底部からワーク４０の裏面に気泡４３ａが逃げるが、溶融池４１の幅が狭ければ、気泡４３ａがポロシティ４３としてワークの内部に残存してしまう確率は高くなる。
　一方、図２４Ａ，２４Ｂに示すように、レーザ光ＬＢをスピン形状に走査しながらレーザ溶接を行った場合、単位時間当たりにワーク４０の表面に照射されるレーザ光ＬＢの照射面積は、図２３Ａ，２３Ｂに示す比較例に比べて大きくなる。このことにより、ワーク４０に形成される溶融池４１の幅は、Ｘ方向、Ｙ方向ともに、図２３Ａ，２３Ｂに示す比較例に比べて広くなると考えられる。このことにより、単位面積当たりで見た場合、溶融池４１が凝固するまでの時間が、図２３Ａ，２３Ｂに示す比較例に比べて長くなると推測される。
　つまり、本実施形態によれば、先行して行うレーザ溶接時に、キーホール４２の底部の溶融池４１の幅を拡大でき、それに伴って、キーホール４２の底部で溶融池４１が冷え固まるまでの時間を長くすることができる。つまり、溶融池４１として液状となった状態を長く保持できる。その結果として、キーホール４２の底部で溶融池４１に気泡４３ａが残存する割合を減少でき、ひいては、ポロシティ４３の発生を抑制できたものと推測される。
　なお、さらに、アーク溶接とレーザ溶接を同一溶接線上で行い、レーザ光ＬＢをスピン形状に走査しながらレーザ溶接を行うレーザ溶接を先行として、溶接ワイヤ２２の正送と逆送とを繰り返す短絡溶接を行うアーク溶接を後行とするハイブリッド溶接を行うことにより、３ｍ／ｍｉｎ以上の高速の溶接速度で溶接を行っても、後行のアーク溶接の入熱により溶融池４１の熱引けを抑制し、溶融池４１内の気泡４３ａの排出をより安定して促進でき、キーホール４２の底部で溶融池４１に気泡４３ａが残存する割合を減少でき、ひいては、ポロシティ４３の発生をより抑制できる。
　また、レーザ光ＬＢを溶接線と交差する方向に走査しながらレーザ溶接を行う場合の［２－２］において、走査振幅を０．５ｍｍとした場合、走査振幅が１．０ｍｍや１．５ｍｍの場合と比べて、溶込み深さは深くなる一方、ポロシティ４３の個数は多くなっていた。
　このように、ポロシティ４３は、単に溶接速度が速く、溶込み深さが深い溶接では、大量に残存しやすい。
　一方、本実施形態によれば、走査振幅や走査周波数を適切に設定することで、比較例に示す場合等と比べて、ポロシティ４３の発生を大幅に低減することができる。
　なお、レーザ光ＬＢの走査形態は、正弦波形状及びスピン形状のいずれでも、ポロシティ４３の個数を低減できる。ただし、後者の方が、溶込み深さを深くしつつ、ポロシティ４３の個数を低減できる効果は高い。これは、後者の方（スピン形状の走査）が、ワーク４０に形成される溶融池４１の幅が広くなるためだと推測される。
　また、以上に鑑みると、レーザ光ＬＢの照射時にワーク４０に形成される溶融池４１の幅は、レーザ光ＬＢのビーム径よりも十分に広いことが好ましい。
　本願発明者等の現時点の検討では、キーホール４２の底部における溶融池４１の幅は、レーザ光ＬＢのビーム径の３倍以上、９倍以下であることが好ましいことがわかっている。
　また、本実施形態に係るハイブリッド溶接方法は、溶融池４１に熱伝導が高く、熱引けが速く、溶融池４１に発生した気泡４３ａが抜ける前に固化し、ポロシティ４３として残存しやすい材質のワーク４０を溶接する上で、特に有効である。このような材質として、アルミニウム及びアルミニウム合金が挙げられる。また、ワーク４０の材質が、マグネシウム、マグネシウム合金、銅、及び銅合金の場合も、本実施形態に係るハイブリッド溶接方法は有用である。
　また、本開示のハイブリッド溶接方法において、レーザ溶接（第１ステップ）では、完全溶込み状態になっているのが好ましい。前述したように、溶込み深さは、レーザ溶接で決まってしまう。よって、レーザ溶接時に部分溶込み状態であると、十分な溶込み深さを確保できない可能性がある。また、溶融池４１の幅を十分に広げた上で、裏波が形成されるように完全溶込み状態にすると、溶融池４１の底部からワーク４０の裏面に向けて気泡４３ａが逃げ、ポロシティ４３の個数を低減できることが期待される。
　なお、レーザ溶接で、部分溶込み状態であったとしても、溶融池４１の底部がワーク４０の裏面の近傍まで達していれば同様の効果は期待できる。
　つまり、レーザ溶接時に形成される溶融池４１は、底部がワーク４０の裏面に達しているか、または、底部がワーク４０の裏面の近傍まで延びていることが好ましい。
　（好ましい実施形態）
　本開示のハイブリッド溶接において、各溶接パラメータの取りうる範囲は以下の通りである。
　まず、本実施形態では、溶接速度を３．０ｍ／ｍｉｎに固定したが、特にこれに限定されない。アーク溶接よりも溶接速度を高めて生産性を向上させる観点から言えば、溶接速度が２．０ｍ／ｍｉｎ以上であってもよい。
　また、レーザ光ＬＢの走査周波数は、８０Ｈｚ～１０００Ｈｚの範囲で変化させうる。なお、溶接速度を高くする場合は、溶接速度に応じて、レーザ出力と走査周波数も高くする。このようにすることで、ワーク４０に形成される溶融池４１の深さや幅を保つことができる。なお、溶接速度に対して、走査周波数が低いと、キーホール４２の底部で溶融池４１の幅が狭くなり、ポロシティ４３が発生しやすくなる。一方、走査周波数が高すぎると、ワーク４０の表面でのレーザ光ＬＢの反射量が増加してしまう。この場合、溶込み深さが不足するおそれがある。
　なお、溶接速度と溶込み深さとをそれぞれ確保し、さらに、ポロシティ４３の個数を減少させるという観点で言えば、レーザ光ＬＢを正弦波形状に走査する場合の走査周波数は、８０Ｈｚ以上、６００Ｈｚ以下であることが好ましい。また、レーザ光ＬＢをスピン形状に走査する場合の走査周波数は、８０Ｈｚ以上、２００Ｈｚ以下であることが好ましい。また、ワーク４０の実際の板厚が数ｍｍ程度であることに鑑みれば、レーザ出力は２ｋＷ以上であることが好ましい。
　レーザ光ＬＢのビーム径は、ワーク４０の厚さにもよるが、５０μｍ～１０００μｍ範囲で変化させうる。なお、ワーク４０の実際の板厚が数ｍｍ程度であることに鑑みれば、レーザ光ＬＢのビーム径は、２００μｍ以上、８００μｍ以下であることが好ましい。
　また、本開示のハイブリッド溶接方法は、厚さが１．０ｍｍ以上のワーク４０に対して適用しうる。
　レーザ溶接において、レーザヘッド１１を後退させながら溶接を行うことが好ましいが、前述したように、面直状態でレーザ溶接を行ってもよい。その場合の後退角θ２（図２参照）は、０度以上、３０度以下であるのが好ましい。
　また、本開示のハイブリッド溶接のうち、アーク溶接において、溶接ワイヤ２２のワイヤ径は、第１ステップにおけるレーザ光ＬＢの走査振幅との差が、所定の範囲内であることが好ましい。
　溶融池４１の幅は、レーザ光ＬＢの走査振幅に対応している。また、溶融池４１の幅に対して、ワイヤ径が細すぎると、アークが広がらず、レーザ光ＬＢの照射箇所を確実にアーク溶接することが難しくなる。一方、ワイヤ径が太すぎると、溶接ワイヤ２２の正送、逆送がそれぞれ難しくなる。
　前述したレーザ光ＬＢの走査振幅（１ｍｍ～１．５ｍｍ）に鑑みれば、ワイヤ径は、１．２ｍｍ以上、１．６ｍｍ以下であることが好ましい。
　また、レーザ光ＬＢの波長は、ワーク４０への吸収効率が高い波長範囲が選択される。前述した材質のワーク４０をレーザ溶接する場合、レーザ光ＬＢの波長は、４００ｎｍ以上、１２００ｎｍ以下であることが好ましい。
　具体的には、前述した材質のアルミニウム、アルミニウム合金、マグネシウム、及びマグネシウム合金のワーク４０をレーザ溶接する場合、レーザ光ＬＢの波長は、８００ｎｍ以上、１２００ｎｍ以下であることが好ましい。
　また、前述した材質の銅及び銅合金のワーク４０をレーザ溶接する場合、レーザ光ＬＢの波長は、４００ｎｍ以上、５５０ｎｍ以下であることが好ましい。
　アーク溶接において、溶接ワイヤ２２の送給周波数、つまり、正送とこれに続く逆送とを１周期とした場合の繰り返し周波数は、５０～３００Ｈｚで変化させうる。なお、溶接速度を高くする場合は、送給周波数も高くする。実用的な観点で言えば、送給周波数は、６０Ｈｚ以上、２００Ｈｚ以下であることが好ましい。
　また、アークを確実に発生・維持させるために、図２に示すように、溶接ワイヤ２２は、溶接トーチ２１の先端から所定の長さだけ突き出している必要がある。この突き出し量は、５ｍｍ～３０ｍｍの範囲で変化させうる。より好ましくは、突き出し量は、１０ｍｍ以上、２０ｍｍ以下である。
　また、アーク電流は、５０Ａ～７００Ａの範囲で変化させうる。実用的な観点で言えば、より好ましくは、アーク電流は、６０Ａ以上、２００Ａ以下である。
　また、レーザ光ＬＢの照射位置とアーク溶接時の溶接ワイヤ２２の位置との距離は、レーザ光ＬＢが溶接ワイヤに照射されない条件がよい。また、距離が離れすぎない方が良い。そのため、０～５ｍｍ、より好ましくは２～３ｍｍ程度が適切である。
　また、ワーク４０の表面と溶接ワイヤ２２の先端との間の距離は、０ｍｍ～１０ｍｍの範囲で変化させうる。本開示では、アーク溶接は短絡溶接であるため、当該距離の範囲に０ｍｍが含まれる。実用的な観点で言えば、より好ましくは、ワーク４０の表面と溶接ワイヤ２２の先端との間の距離は、０ｍｍ以上、５ｍｍ以下である。
　また、アーク溶接において、溶接トーチ２１を前進させながら溶接を行うことが好ましいが、前述したように、面直状態でアーク溶接を行ってもよい。その場合の前進角θ１（図２参照）は、０度以上、３０度以下であるのが好ましい。
　また、ハイブリッド溶接中に溶接箇所に吹き付けられるシールドガスは、ワーク４０との反応性が低いガス、例えば、不活性ガスが好ましく、冷却効率やコストを考慮するとアルゴン（Ａｒ）であることがより好ましい。
　シールドガスの流量は、５Ｌ／ｍｉｎ～５０Ｌ／ｍｉｎの範囲で変化させうる。実用的な観点で言えば、より好ましくは、シールドガスの流量は、１０Ｌ／ｍｉｎ以上、３０Ｌ／ｍｉｎ以下である。
　なお、ワーク４０の溶接箇所に吹き付けられる前のシールドガスは、図示しないガスボンベ等に保存されている。保存時のシールドガスの露点温度が、－４０℃以下に保たれていることが好ましい。なお、良く知られているように、露点温度は、気体を冷却した場合に、気体に含まれる水蒸気が液相に凝結し始めて結露が起こる温度である。実際には、露点温度は、気体の温度と相対湿度とで決定される。相対湿度が１００％ＲＨである場合の温度が、露点温度である。
　溶融池４１では、ワーク４０の内部に残留する気体だけでなく、溶融池４１の外部から溶融池４１に導入される気体も、気泡４３ａ、ひいては、ポロシティ４３の発生原因となりうる。
　シールドガスの露点温度が高いと、シールドガスに含まれる水蒸気量も多くなる。この水蒸気が、溶接中に熱分解すると水素が発生し、溶融池４１に取り込まれてポロシティ４３の発生原因となりうる。
　したがって、前述した範囲にシールドガスの露点温度を保つことで、溶接中に発生する水素の量を低減でき、ポロシティ４３の発生を抑制できる。
　本開示のハイブリッド溶接方法によれば、溶込み深さを確保しつつ、ポロシティ等の溶接欠陥を低減でき、さらに溶接速度の向上が図れるため、アルミニウム等の軽金属の溶接を行う上で有用である。
１０　レーザ溶接装置
１１　レーザヘッド
１２　光ファイバ
１３　ロボット
１４　ロボット制御部
２０　アーク溶接装置
２１　溶接トーチ
２２　溶接ワイヤ
２３　ワイヤ送給装置
２４　ロボット
２５　ロボット制御部
３０　ハイブリッド溶接装置
４０　ワーク
４１　溶融池
４２　キーホール
４３　ポロシティ
４４　凝固部
５０　溶接ビード
５１　アンダーカット
５２　アンダーフィル
５３　凹み（デプレッション）
ＬＢ　レーザ光

Claims (7)

  1. 　所定の溶接線に沿ってワークの表面にレーザ光を照射する第１ステップと、
    　前記第１ステップの後に、前記レーザ光の照射箇所をさらにアーク溶接する第２ステップと、を備え、
    　前記ワークの材質は、アルミニウム、アルミニウム合金、マグネシウム、マグネシウム合金、銅、及び銅合金のいずれかであり、
    　前記第１ステップでは、前記ワークの厚さ方向及び前記溶接線に沿った方向とそれぞれ交差する方向に所定の幅の溶融池が形成されるように、前記レーザ光を二次元的に走査しながら前記ワークに照射し、
    　前記第２ステップでは、溶接ワイヤの正送と逆送とを所定の周期で繰り返しながら前記アーク溶接を行うことを特徴とするハイブリッド溶接方法。
  2. 　請求項１に記載のハイブリッド溶接方法において、
    　前記第１ステップでは、前記溶融池の内部に、前記溶融池の表面で開口したキーホールが形成され、
    　前記キーホールの底部における前記溶融池の幅は、前記レーザ光のビーム径の３倍以上、９倍以下であることを特徴とするハイブリッド溶接方法。
  3. 　請求項１に記載のハイブリッド溶接方法において、
    　前記第１ステップで、前記レーザ光を正弦波形状またはスピン形状に走査しながら前記ワークに照射することを特徴とするハイブリッド溶接方法。
  4. 　請求項３に記載のハイブリッド溶接方法において、
    　前記レーザ光を正弦波形状に走査する場合の走査周波数は、８０Ｈｚ以上、６００Ｈｚ以下であり、
    　前記レーザ光をスピン形状に走査する場合の走査周波数は、８０Ｈｚ以上、２００Ｈｚ以下であることを特徴とするハイブリッド溶接方法。
  5. 　請求項１に記載のハイブリッド溶接方法において、
    　前記溶接ワイヤのワイヤ径は、１．２ｍｍ以上、１．６ｍｍ以下であることを特徴とするハイブリッド溶接方法。
  6. 　請求項１に記載のハイブリッド溶接方法において、
    　前記ワークの溶接箇所にシールドガスが吹き付けられ、
    　吹き付けられる前の前記シールドガスの露点温度が、－４０℃以下に保たれていることを特徴とするハイブリッド溶接方法。
  7. 　請求項１に記載のハイブリッド溶接方法において、
    　前記レーザ光の波長は、４００ｎｍ以上、１２００ｎｍ以下であることを特徴とするハイブリッド溶接方法。
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