WO2024095614A1 - 重ね隅肉アーク溶接方法および溶接継手の製造方法 - Google Patents

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WO2024095614A1
WO2024095614A1 PCT/JP2023/033085 JP2023033085W WO2024095614A1 WO 2024095614 A1 WO2024095614 A1 WO 2024095614A1 JP 2023033085 W JP2023033085 W JP 2023033085W WO 2024095614 A1 WO2024095614 A1 WO 2024095614A1
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welding
weld
less
pulse
bead
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恭平 小西
央海 澤西
公一 谷口
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Ｊｆｅスチール株式会社
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    • B23K9/00—Arc welding or cutting
    • B23K9/02—Seam welding; Backing means; Inserts
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
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    • B23K9/06—Arrangements or circuits for starting the arc, e.g. by generating ignition voltage, or for stabilising the arc
    • B23K9/073—Stabilising the arc
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
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    • B23K9/09—Arrangements or circuits for arc welding with pulsed current or voltage
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    • B23K9/00—Arc welding or cutting
    • B23K9/16—Arc welding or cutting making use of shielding gas

Definitions

  • the present invention relates to a lap fillet arc welding method and a method for manufacturing a welded joint that suppresses slag and produces an arc welded joint with a good weld toe shape.
  • components used in corrosive environments are subjected to anti-rust treatments such as chemical conversion coating and electrocoating after welding to ensure corrosion resistance.
  • rust and corrosion may be observed at the weld and its vicinity.
  • corrosion that occurs in components that have been electrocoated tends to start at the weld, and over time it spreads over a wide area at the weld and its surroundings, accompanied by blistering of the paint film, and also progresses in the thickness direction.
  • the plate thickness at the weld and its vicinity decreases, resulting in a decrease in the strength of the weld and ultimately the strength of the component.
  • a load acts on the weld (such as an automobile's suspension components)
  • a chemical conversion treatment (such as zinc phosphate treatment) is applied to the base steel sheet and weld metal as a pretreatment to improve adhesion between the electrodeposition coating and the base steel sheet and weld metal, and then electrodeposition painting is performed.
  • Zinc phosphate treatment a widely used example of a chemical conversion treatment, is a technique in which zinc phosphate crystals are grown on the surface of the base steel sheet and weld metal to improve the adhesion of the coating during electrodeposition painting.
  • paint blistering frequently occurs over a wide area at and around the weld over time.
  • the plated layer evaporates at the welded parts that are exposed to high heat from the heat source, the arc plasma (hereafter referred to as "arc"), and non-plated parts are locally exposed. Therefore, it is not possible to expect a significant improvement in corrosion resistance that would justify the increased cost associated with using steel sheets with a plated layer.
  • the starting point of corrosion from the weld is (a) Slag adhering to the weld (mainly the surface of the weld bead), (b) Welding fumes adhering to the welded part; (c) Oxides formed on the surface of steel plates exposed to high temperatures by welding; Even if a member having the above-mentioned deposits (a) and (b) or oxides (c) present at the welded portion is subjected to chemical conversion treatment, regions that are not covered with the chemical conversion layer made of zinc phosphate crystals will remain locally, originating from these deposits and products.
  • Patent Document 1 discloses a technique in which after arc welding and before electrocoating, the weld and its vicinity are sprayed or immersed in a non-oxidizing acidic solution with a pH of 2 or less and a liquid temperature of 30 to 90°C. This technique removes the above-mentioned (a) slag, (b) welding fumes, and (c) oxides by dissolving the weld beads and steel plate in a non-oxidizing solution.
  • Patent Document 2 discloses a technology that reduces the total Si content of the welding wire and base material used in arc welding, and increases the total Mn content of the welding wire and base material, thereby improving the corrosion resistance of the weld and its vicinity after painting.
  • Patent Document 3 discloses a technology that allows a sufficient formation of a chemical conversion layer even on weld beads that contain slag, welding fumes, and oxides by adjusting the components of the treatment liquid used in the chemical conversion treatment. This technology makes it easy to form a chemical conversion layer by performing surface treatment using a surface adjustment liquid that contains zinc phosphate colloid. Furthermore, by performing chemical conversion treatment using a zinc phosphate treatment liquid with an F content of 100 mass ppm or more, slag, welding fumes, and oxides are dissolved and removed, improving the adhesion of the coating film formed by electrocoating.
  • Patent Document 3 uses a zinc phosphate treatment liquid that contains fluorine, which is designated as a toxic substance, so when the waste liquid is discharged outside the factory, the fluorine content must be reduced to a level that meets environmental standards. Therefore, in addition to the parts manufacturing equipment, large-scale waste liquid treatment equipment is required.
  • the present invention was made in consideration of these problems, and aims to provide a lap fillet arc welding method and a method for manufacturing a welded joint that can prevent oxygen from being mixed into the weld metal and suppress the generation of slag without using special equipment, and can stably obtain a welded joint with a good weld bead shape.
  • the inventors have found that the most effective way to improve the corrosion resistance of the weld and stably obtain a welded joint with a good bead shape is to set the welding target position at the end of the upper sheet of two steel sheets and within a specified range in the direction perpendicular to the weld line of the lower sheet from the overlap corner, which is the corner formed by the two steel sheets.
  • it is important to suppress the oxidation of Si, Mn, Ti, etc.
  • the inventors came up with the idea that regular droplet transfer would be effective in ensuring a stable supply of deposited metal to the weld, and decided to utilize short-circuit transfer, which is less affected by arc fluctuations. From the perspective of smoothing the weld bead shape, they also considered that by offsetting the welding target position, which is the end of the upper sheet of two steel sheets and is also the corner of the overlapping portion formed by the two steel sheets, in a direction perpendicular to the weld line of the lower sheet, it would be possible to increase the contact area between the weld surface and the arc even without elements that reduce surface tension, and therefore increase the weld metal width and reduce the weld metal height for a constant deposition amount.
  • a fillet arc welding method for joining a corner consisting of at least two steel plates comprising the steps of: a lap fillet arc welding method in which joining is performed using short-circuit transfer, a welding target position is an end portion of an upper sheet of the two steel sheets, and is 0.2 mm to 1.8 mm in a direction perpendicular to the weld line of the lower sheet, starting from a corner of the overlapping portion that is a corner formed by the two steel sheets, a gas containing 98 volume % or more of Ar is used as a shielding gas, and a weld metal height H (mm) and a weld metal width W (mm) of the weld portion satisfy the following formula (1): 0.2 ⁇ H/W ⁇ 1.2 (1)
  • the present invention it is possible to stably obtain welded joints with good bead shapes. Moreover, it is possible to suppress the intrusion of oxygen into the weld metal and the generation of slag without making special changes to the welding equipment used in conventional MAG welding, which uses oxidizing gases, or MIG welding, which uses gases mainly composed of inert gases.
  • FIG. 2 is a schematic diagram showing an example of a welded joint produced by lap fillet arc welding.
  • FIG. FIG. 2 is a cross-sectional view of a weld bead.
  • 2(a) and 2(b) are schematic diagrams showing droplet transfer in conventional arc welding.
  • 3(a) and 3(b) are schematic diagrams illustrating short-circuit transfer in accordance with the present invention.
  • FIG. 2 is a schematic diagram showing a pulse current waveform in arc welding according to the present invention.
  • FIG. 2 is a schematic diagram showing the bead area and slag coverage area of a weld bead.
  • Figure 1-1 is a schematic diagram showing an example of a welded joint produced by lap fillet arc welding, illustrating an example of an embodiment of the present invention.
  • the above is a representative example, and the shape of the welded joint and the welding position are not limited.
  • the welding wire 1 which is continuously fed from the welding torch 2 through the center of the welding torch 2 to the base material 3 (more specifically, a weld line consisting of the corner of a step formed by stacking two layers of base material 3), is used as the anode, and the base material 3 is used as the cathode, and a welding voltage is applied from a welding power source (not shown).
  • a welding power source not shown
  • a part of the Ar shielding gas (not shown) supplied from inside the welding torch 2 is ionized and turned into plasma, forming an arc 5 between the welding wire 1 and the base material 3.
  • the part of the Ar shielding gas that does not ionize and flows from the welding torch 2 to the base material 3 plays a role in insulating the arc 5 and the molten pool (not shown in FIG. 1-1) formed by melting the base material 3 from the outside air.
  • the heat input from the arc 5 melts the tip of the welding wire 1 into a molten droplet, and the molten droplet is transported to the molten pool by electromagnetic force, gravity, etc. This phenomenon occurs continuously as the welding torch 2 or base material 3 moves, causing the molten pool to solidify behind the weld line, forming a weld bead 6. This achieves the joining of at least two steel plates.
  • the solidified molten pool becomes the weld metal.
  • FIG 1-2 shows the welding target position in Figure 1-1.
  • the welding target position is the intersection of the welding wire 1 and the base material 3, which is the end of the upper sheet of the two steel sheets, and is set as the welding target position on the target line 20 a specified distance away from the overlap corner 19, which is the corner formed by the two steel sheets.
  • FIG 1-3 shows a cross section of a weld bead. Welding is performed while ensuring a specified weld metal height (H) 25, weld metal width (W) 26, and flank angle ( ⁇ ) 27 in the weld bead 6 (weld portion). The above will be described in detail later.
  • the cathode spot is not fixed in MIG welding, which does not generate oxides derived from O 2 or CO 2 , and the cathode spot moves around the surface of the base material vigorously in search of a place with a low work function. For this reason, the welding is unstable, and a welded joint with a meandering or wavy shape of the weld bead 6 is obtained.
  • 2(a) and 2(b) are schematic diagrams illustrating droplet transfer in conventional MIG welding.
  • the welding wire 1 melts and is continuously transported from a long and thin liquid column to the molten pool 8.
  • the electromagnetic pinch force acting on the welding wire 1 is small, making it difficult for the droplets 7 to separate.
  • an effective means of stabilizing droplet transfer is to regularly repeat the non-short circuit state of FIG. 3(a) and the short circuit state of FIG. 3(b) between the tip of the welding wire 1 and the base material 3, and to complete the joining by so-called periodic short circuit transfer, in which droplets 7 transfer to the base material 3 during the short circuit state.
  • Gas containing 98% or more Ar by volume In order to improve the corrosion resistance of the welded portion, it is necessary to suppress the amount of slag produced that adheres to the welded portion, and for this purpose, it is important to suppress the oxidation of Si, Mn, Ti, etc. contained in the steel plate and the welding wire 1. For this reason, it is necessary to use a gas containing 98% or more Ar by volume as the shielding gas. It is preferable to set the Ar content to 99% or more by volume. There is no particular upper limit, and Ar may be 100% by volume.
  • H/W 0.2 ⁇ H/W ⁇ 1.2
  • 25 is the weld metal height (H)
  • 26 is the weld metal width (W)
  • 27 is the flank angle ( ⁇ ).
  • H/W is 0.25 or more, more preferably 0.3 or more, and even more preferably 0.35 or more. If H/W is more than 1.2, the weld bead 6 becomes convex and the flank angle 27 becomes excessively small. Therefore, H/W is set to 1.2 or less. Preferably, H/W is 1.1 or less, more preferably 1.0 or less, and even more preferably 0.9 or less. The units of H and W are both mm.
  • the molten metal height (H) and weld metal width (W) are measured according to the following method.
  • the molten metal height (H) 25 and weld metal width (W) 26 were measured in a cross section in the plate thickness direction perpendicular to the weld line at five arbitrary points of the weld bead 6 in an area excluding the bead start and end portions 10 (each 15 mm long) of the weld bead 6 shown in Fig. 6 as described later.
  • the arbitrary five points were located at positions 5 mm or more apart from each other.
  • the weld bead 6 was cut at arbitrary points in the plate thickness direction perpendicular to the weld line, and the molten metal height 25 and weld metal width 26 were determined for each point, and their average values were taken as the "molten metal height (H)" and the "weld metal width (W)."
  • H/T 0.8 or more. More preferably, H/T is 0.9 or more.
  • H/T is preferably 1.8 or less. More preferably, H/T is 1.6 or less.
  • W/T As a weld metal width (W) is such that, when the thickness of the upper plate is T (mm), W/T is preferably 1.5 or more. More preferably, W/T is 1.6 or more. As an upper limit, W/T is preferably 3.0 or less. More preferably, W/T is 2.8 or less.
  • the welding target position is an end of the upper sheet of two steel sheets, and is located between 0.2 mm and 1.8 mm from the overlap corner, which is a corner formed by the two steel sheets, in a direction perpendicular to the weld line of the lower sheet.
  • the welding target position in the present invention is a point where an extension line of the welding wire 1 intersects with the base material 3 as shown in FIG. 1-2.
  • the weld metal width 26 can be increased and the weld metal height 25 can be reduced even in gas-shielded arc welding with a high Ar ratio, which increases the surface tension of the molten metal, and 0.2 ⁇ H/W ⁇ 1.2 can be satisfied.
  • the offset value 22 is less than 0.2 mm, the welding area is limited to a narrow range, and the weld bead is likely to be convex, and H/W may be excessive.
  • the offset value 22 is set to 0.2 mm or more, that is, the welding target position is set to 0.2 mm or more in the direction perpendicular to the weld line of the lower sheet from the overlap corner.
  • the offset value 22 is preferably 0.3 mm or more, more preferably 0.4 mm or more, and even more preferably 0.5 mm or more.
  • the offset value 22 is greater than 1.8 mm, the current path formation at the overlap corner becomes unstable, so that the arc plasma fluctuates greatly, making stable welding difficult.
  • the amount of slag may increase due to air entrainment.
  • the offset value 22 is set to 1.8 mm or less, that is, the welding target position is set to 1.8 mm or less in the direction perpendicular to the weld line of the lower sheet from the overlap corner.
  • the offset value 22 is preferably 1.7 mm or less, more preferably 1.6 mm or less, and even more preferably 1.5 mm or less.
  • Pulse peak current (Ip) is 300 A or more and 600 A or less (optimal condition)
  • FIG. 4 shows a schematic diagram of a pulse current waveform in the arc welding of the present invention.
  • Pulse welding is a method in which a pulse peak current (Ip) and a pulse base current (Ib) are periodically repeated to perform welding. If the pulse peak current (Ip) is too small, the droplet 7 formed at the tip of the welding wire 1 cannot be pushed down to the molten pool 8, and the short circuit may become unstable, or sufficient heat input may not be ensured, resulting in deterioration of the bead shape. Therefore, the pulse peak current (Ip) is preferably 300 A or more. More preferably, it is 350 A or more.
  • the pulse peak current (Ip) is preferably 600 A or less. More preferably, it is 590 A or less. Even more preferably, it is 580 A or less. Most preferably, it is 570 A or less. Since a short circuit occurs during the pulse peak current, the pulse peak current time (tp) per cycle is preferably 0.5 ms or more. The pulse peak current time (tp) per cycle is more preferably 0.7 ms or more, and even more preferably 0.8 ms or more.
  • the pulse peak current time (tp) per cycle is desirably 3.5 ms or less.
  • the pulse peak current time (tp) per cycle is more preferably 3.3 ms or less, and even more preferably 3.2 ms or less.
  • the pulse base current (Ib) is preferably 30 A or more.
  • the pulse base current (Ib) is more preferably 35 A or more. Even more preferably, it is 40 A or more, and most preferably 45 A or more.
  • it is too large, it may cause burn-through, and the difference between the pulse peak current (Ip) and the pulse base current (Ib) may not be sufficiently secured, and the effect of pushing down the droplet 7 formed at the tip of the welding wire 1 to the molten pool 8 and short-circuiting may not be sufficiently obtained, resulting in unstable welding.
  • the pulse base current (Ib) is preferably 120 A or less.
  • the pulse base current (Ib) is more preferably 110 A or less.
  • the pulse base current (Ib) is even more preferably 100 A or less, and most preferably 90 A or less. If the pulse base current time (tb) per cycle is too short, the droplet 7 cannot grow to the ideal size, and periodic short circuiting may not be realized. Therefore, the pulse base current time (tb) per cycle is preferably 1.0 ms or more.
  • the pulse base current time (tb) per cycle is more preferably 1.5 ms or more, even more preferably 2.0 ms or more, and most preferably 2.5 ms or more.
  • the pulse base current time (tb) per cycle is preferably 10.0 ms or less.
  • the pulse base current time (tb) per cycle is more preferably 9.0 ms or less, even more preferably 8.5 ms or less, and most preferably 8.0 ms or less.
  • tup and fall time (tdown) are each 0.1 to 3.0 ms.
  • tup is 0.1 ms or more. More preferably, it is 0.3 ms or more, and even more preferably, it is 0.4 ms or more. Most preferably, it is 0.5 ms or more.
  • tdown is 3.0 ms or less. More preferably, it is 2.8 ms or less, and even more preferably, it is 2.6 ms or less. Most preferably, it is 2.5 ms or less.
  • Pulse frequency is 30 Hz or more and 200 Hz or less (optimal condition) By setting the pulse frequency within the above range, in addition to stabilizing the movement of the droplet 7, the amount of deposition can be made uniform, thereby making it possible to obtain a stable and appropriate flank angle 27.
  • the pulse frequency is less than 30 Hz, the short circuit transfer period becomes large, and large droplets 7 move to the molten pool 8, or droplet transfer modes other than short circuit transfer (for example, streaming transfer, etc.) are irregularly mixed. Therefore, the pulse frequency is preferably 30 Hz or more.
  • the pulse frequency is more preferably 40 Hz or more, and even more preferably 50 Hz or more.
  • the pulse frequency is preferably 200 Hz or less.
  • the pulse frequency is more preferably 180 Hz or less, and even more preferably 160 Hz or less.
  • the welding speed When the welding speed is high, it becomes difficult to maintain a constant deposition amount and to control a continuous, stable weld bead shape, which may induce welding defects such as undercuts.
  • the above phenomenon becomes particularly noticeable under welding conditions of 200 cm/min or more, and it becomes necessary to limit the speed to the contents described below. Therefore, it is preferable to set the welding speed to 200 cm/min or less. More preferably, it is 160 cm/min or less, and even more preferably, it is 120 cm/min or less.
  • the welding speed when the welding speed is low, the heat input and deposition amount become excessive, and burn-through may occur. Therefore, it is preferable to set the welding speed to 20 cm/min or more. More preferably, it is 30 cm/min or more, and even more preferably, it is 40 cm/min or more.
  • the average frequency (short circuit frequency) F (Hz) of short circuit transfer affects the volume of the droplet 7 at the end of the welding wire 1, and is not particularly limited, but is preferably 20 Hz or more.
  • the average frequency (short circuit frequency) F (Hz) of short circuit transfer is more preferably 30 Hz or more, and even more preferably 40 Hz or more.
  • the average frequency (short circuit frequency) F (Hz) of short circuit transfer is preferably 200 Hz or less. More preferably, it is 180 Hz or less, and even more preferably, it is 150 Hz or less.
  • the short circuit frequency refers to the number of occurrences per unit time of the phenomenon (short circuit phenomenon) in which the droplet 7 at the tip of the wire comes into contact with the molten pool 8 and the arc 5 is extinguished.
  • the average frequency (short circuit frequency) F (Hz) of short circuit transfer can be measured, for example, by monitoring the transition of the arc voltage during welding with an oscilloscope, counting the number of times it becomes zero, and dividing the count number by the monitoring time to obtain the number of counts per second. If the above monitoring time is too short, the above count number will vary greatly, so it is preferable to set it to 0.5 s or more.
  • the monitoring time is preferably 0.8 s or more, and more preferably 1.0 s or more.
  • the average frequency of short circuit transitions (short circuit frequency) F (Hz) will be the same as the pulse frequency described above, but the short circuit period does not necessarily need to be synchronized with the pulse period, and the average frequency of short circuit transitions (short circuit frequency) F (Hz) may differ from the pulse frequency.
  • Preferable ranges of welding conditions include, for example, a welding current of 150A to 300A, an arc voltage of 20V to 35V, a distance between the base metal and the tip (contact tip) of 5mm to 30mm, and an Ar shielding gas flow rate of 10L/min to 25L/min.
  • the welding current is preferably 150A or more. More preferably, it is 170A or more, and even more preferably, it is 180A or more.
  • the welding current is preferably 300A or less. More preferably, it is 280A or less, and even more preferably, it is 270A or less.
  • the arc voltage is preferably 20V or more. More preferably, it is 21V or more, and even more preferably, it is 22V or more.
  • the arc voltage is preferably 35V or less. More preferably, it is 32V or less, and even more preferably, it is 30V or less.
  • the distance between the base metal 3 and the contact tip is preferably 5mm or more. More preferably, it is 8mm or more, and even more preferably, it is 10mm or more.
  • the distance between the base metal 3 and the contact tip is preferably 30mm or less. More preferably, it is 25mm or less, and even more preferably, it is 20mm or less.
  • the Ar shielding gas flow rate is 10 L/min or more. More preferably, it is 12 L/min or more, and even more preferably, it is 15 L/min or more. It is preferable that the Ar shielding gas flow rate is 25 L/min or less.
  • the welding current and arc voltage are average values within each welding pass, and more specifically, the welding current is the average value of the pulse peak current and the pulse base current. By managing this, it is possible to grasp the total heat input during welding.
  • the contact tip is attached inside the welding torch, and serves to supply power to the welding wire 1 and guide the wire feed.
  • the welding wire used in the present invention is not particularly limited.
  • solid wire such as YGW12 or YGW16 described in JIS Z 3312 can be used.
  • the base material 3 of the present invention is intended for steel sheets and plated steel sheets.
  • the composition of the steel sheets is not limited, but for example, a steel sheet containing C: 0.02% to 0.3% by mass, Si: 0.01% by mass or more, Mn: 0.5% by mass or more, P: 0.05% by mass or less, and S: 0.05% by mass or less is preferable, and other alloy elements such as Cu, Ni, Cr, and Ti may be contained.
  • Si is preferably 3.0% by mass or less
  • Mn is preferably 5.0% by mass or less.
  • the lower limit of P is not particularly limited, but is preferably 0.0005% by mass or more
  • the lower limit of S is not particularly limited, but is preferably 0.0005% by mass or more.
  • the plating composition of plated steel sheets is not particularly limited, but an example thereof is Zn.
  • the present invention also has a useful feature of being highly robust. High robustness refers to being less susceptible to disturbances such as the environment and plate shape, and having a wide range of suitable welding conditions.
  • the welded steel plates obtained as described above were evaluated for slab coverage ratio (S RATIO ), flank angle ( ⁇ ), and the presence or absence of undercuts according to the following test methods.
  • FIG. 5 is a schematic diagram showing the bead area and the slag-covered area in a weld bead.
  • the bead surface area S BEAD and the slag-covered surface area S SLAG shown in Fig. 5 are calculated by photographing the surface of the region of the weld bead 6 excluding the bead start and end portions 10 (each 15 mm long) from directly above and measuring the projected areas from the top surface of the weld bead 6 and the slag.
  • the length of the weld bead 6 is less than 130 mm, the surface of the entire length excluding the bead start and end portions 10 is photographed.
  • flank angle ( ⁇ ) 27 was measured by observing a cross section in the plate thickness direction perpendicular to the weld line (parallel to the straight line AA in FIG. 5) at any five points of the weld bead 6 in an area excluding the bead start and end portions 10 (each 15 mm long) of the weld bead 6, as shown in FIG. 1-3. However, the five points were located at positions 5 mm or more apart from each other.
  • any points of the weld bead were cut in the plate thickness direction perpendicular to the weld line, and each flank angle 27 was determined, and the average value was taken as the "flank angle ⁇ (°)". A ⁇ of 95° or more was considered to be acceptable.
  • S RATIO is 30% or less, ⁇ is 110° or more, and there is no undercut
  • S RATIO is 30% or less, ⁇ is 95° or more and less than 110°, and there is no undercut
  • S RATIO is 30% or less, ⁇ is 95° or more and less than 110°, and there is no undercut
  • S RATIO is greater than 30%, ⁇ is less than 95°, and there is an undercut
  • "Fail" was evaluated.
  • welding conditions No. 1 to 9 which are examples of the invention, satisfy the requirements of S RATIO of 30% or less, ⁇ of 95° or more, and no undercut, and a good welded joint shape was obtained while suppressing slag.
  • ⁇ was 110° or more, and a more stable welded joint shape was obtained.
  • any one of S RATIO of 30% or less, ⁇ of 95° or more, and no undercut was not satisfied, and a good weld bead was not obtained, and a good welded joint shape was not obtained.

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  • Mechanical Engineering (AREA)
  • Arc Welding In General (AREA)

Abstract

特殊な装置を使用しなくても、溶接金属への酸素の混入を防ぎ、スラグの生成を抑制できると共に、ビード形状が良好な溶接継手を安定的に得ることができる重ね隅肉アーク溶接方法および溶接継手の製造方法を提供することを目的とする。　２枚の鋼板を重ねて接合するときに、溶接狙い位置を２枚の鋼板のうちの上板の端部であり、かつ前記２枚の鋼板から成る角である重ね部コーナーから下板の溶接線に垂直な方向に０．２ｍｍ以上１．８ｍｍ以下とし、シールドガスとして９８体積％以上であるＡｒガスを使用し、溶接金属高さＨ（ｍｍ）および溶接金属幅Ｗ（ｍｍ）が下記（１）式を満足する、重ね隅肉アーク溶接方法。 ０．２　≦　Ｈ／Ｗ　≦　１．２　・・・（１）

Description

重ね隅肉アーク溶接方法および溶接継手の製造方法
　本発明は、スラグを抑制しつつ、溶接止端部形状が良好なアーク溶接継手を得るための重ね隅肉アーク溶接方法および溶接継手の製造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、車体に使用する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。その結果、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。一方、自動車に採用される様々な部材の中でも特に足回り部材（たとえばロアアーム等）は、部材強度や剛性の観点から、ボデーに比べ厚肉の鋼板が使用される。したがって、足回り部材で使用する鋼板の高強度化を図り、さらに鋼板の薄肉化を達成すれば、車体のさらなる軽量化が可能となる。これにより、部材強度や剛性を確保しつつ、燃費の改善が実現される。
　一般に、腐食環境下で使用される部材は、耐食性を確保する目的で、溶接後に化成処理および電着塗装等の防錆処理が施される。しかし、経時に伴い、溶接部およびその近傍で錆や腐食が確認される場合がある。上記のように、電着塗装を施した部材に発生する腐食は、溶接部から発生しやすく、時間の経過とともに溶接部とその周辺の広い範囲で塗膜膨れを伴いながら拡大し、板厚方向にも進行していく。このようにして腐食が進行すると、溶接部とその近傍の板厚が減少し、その結果、溶接部の強度低下、ひいては部材の強度低下を招く。つまり、溶接部に荷重が作用する部材（たとえば自動車の足回り部材等）において腐食が発生し、かつ進展すると、部材の破壊につながる場合がある。
　電着塗装を行なう際には、母材鋼板ならびに溶接金属と電着塗膜との密着性を高めるために、前処理として母材鋼板ならびに溶接金属に対して化成処理（たとえばリン酸亜鉛処理等）を施した後、電着塗装を行なう。化成処理の一例として広く普及しているリン酸亜鉛処理とは、母材鋼板ならびに溶接金属の表面にリン酸亜鉛結晶を成長させて、電着塗装における塗膜の密着性を高める技術である。ところが、従来の技術では、電着塗装に先立って化成処理を施した部材においても、時間の経過とともに溶接部とその周辺の広い範囲で塗膜膨れが頻繁に発生する。つまり、前処理として上記の化成処理を施した後、電着塗装を行なう技術では、溶接部を起点とする腐食の発生を完全に抑制することは困難である。
　また、めっき層を有する鋼板を使用した部材に対しても、アーク溶接を行うと熱源であるアークプラズマ（以下、アークという）によって高熱に曝される溶接部ではめっき層が蒸発し、非めっき部が局部的に露出する。したがって、めっき層を有する鋼板の使用に伴うコスト上昇に見合うような耐食性の大幅な向上は期待できない。
　以上に説明した通り、部材の耐食性を改善する製造技術には様々なものが開発されているが、いずれも長所と短所を併せ持っている。そして、製造コストの上昇を抑えながら耐食性の向上を図る観点から、溶接部を起点とする腐食の発生と進展を一層効果的に防止する技術が検討されている。
　溶接部から腐食が発生する起点として、
（ａ）溶接部（主に溶接ビードの表面）に付着したスラグ、
（ｂ）溶接部に付着した溶接ヒューム、
（ｃ）溶接によって高温に曝される鋼板の表面で生成した酸化物、
が従来から知られている。上記した（ａ）（ｂ）の付着物や（ｃ）の酸化物が溶接部に存在する部材を化成処理に供しても、これらの付着物や生成物を起点として、リン酸亜鉛結晶からなる化成処理層で覆われない領域が局部的に残留する。
　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、腐食の発生と進展に起因する板厚の減少を引き起こす。そこで、上記した（ａ）（ｂ）の付着物や（ｃ）の酸化物の発生を防止する技術として以下の内容が検討されている。
　たとえば、特許文献１には、アーク溶接した後、電着塗装を施す前の溶接部とその近傍に、ｐＨが２以下で液温が３０～９０℃の非酸化性の酸性溶液を用いてスプレー処理もしくは浸漬処理を行なう技術が開示されている。この技術は、溶接ビードや鋼板を非酸化性の溶液で溶解することによって、上記した（ａ）のスラグ、（ｂ）の溶接ヒューム、（ｃ）の酸化物を除去するものである。
　しかし、特許文献１に開示された技術では、電着塗装の前に酸性溶液を洗い流す必要があるので、部材の製造工程が複雑になる。また、所望の形状に成形された部材は多様な形状の鋼板を重ね合わせて接合されたものであるから、重ね合わせた隙間に残留した酸性溶液が激しい腐食を引き起こす。さらに、酸性溶液を大量に使用するので、製造設備が腐食環境に曝されて腐食や故障を生じやすくなることに加えて、ヒュームの飛散を防止して作業員の安全を確保する必要がある。
　特許文献２には、アーク溶接にて使用する溶接ワイヤと母材の合計Ｓｉ量を低減し、溶接ワイヤと母材の合計Ｍｎ量を増加することによって、溶接部およびその近傍の塗装後耐食性を高める技術が開示されている。
　しかし、スラグの生成を抑制する観点からＳｉの含有量を低減すれば、鋼板の強度が低下するのは避けられない。つまり、特許文献２に開示された技術では、部材の強度を確保するために厚肉の鋼板を使用せざるを得ず、車体の軽量化を達成するのは困難である。
　特許文献３には、スラグや溶接ヒューム、ならびに酸化物が存在する溶接ビードであっても、化成処理で使用する処理液の成分を調整することによって、化成処理層を十分に形成する技術が開示されている。この技術は、リン酸亜鉛コロイドを含有する表面調整液を用いて表面処理を行なうことによって、化成処理層の形成を容易にする。さらに、Ｆ含有量が１００質量ｐｐｍ以上であるリン酸亜鉛処理液を用いて化成処理を行なうことで、スラグ、溶接ヒューム、ならびに酸化物を溶解除去して、電着塗装による塗膜の密着性を高めるものである。
　しかし、特許文献３に開示された技術では、毒物指定されているフッ素を含有するリン酸亜鉛処理液を使用するので、その廃液を工場外へ排出する際には、環境基準を満たすレベルまでフッ素を低減しなければならない。したがって、部材の製造設備に加えて、大規模な廃液処理設備が必要となる。
特開平９－２０９９４号公報 特開平８－３３９９７号公報 特許第５５４９６１５号公報
　本発明は、これらの課題を鑑みてなされたものであり、特殊な装置を使用しなくても溶接金属への酸素の混入を防ぎ、スラグの生成を抑制できると共に、溶接ビード形状が良好な溶接継手を安定的に得ることができる重ね隅肉アーク溶接方法および溶接継手の製造方法を提供することを目的とする。
　本発明者らは、溶接部の耐食性向上を図り、さらにビード形状が良好な溶接継手を安定的に得るためには、溶接狙い位置を２枚の鋼板のうちの上板の端部であり、かつ前記２枚の鋼板から成る角である重ね部コーナーから下板の溶接線に垂直な方向に所定の範囲内に収めることが最も効果的であることを見出した。ここで、溶接部の耐食性に影響するスラグの生成量を抑制するには、鋼板ならびに溶接ワイヤに含まれるＳｉ、Ｍｎ、Ｔｉ等の酸化を抑制することが重要であり、酸化性ガスの含有量を低減させたシールドガスを使用すれば、これらの元素の酸化が抑制され、スラグ生成量を低減できる。ただしシールドガス中のＡｒガス比率を高くしたガスシールドアーク溶接では、鋼板表面の酸化皮膜がクリーニング作用により除去された後、陰極点が鋼板表面を這い回るためアークが不安定で、かつ表面張力を低下させるＯ（酸素）の溶融金属への溶解が極めて少ないため、溶接ビード形状が凸形になりやすく継手強度が低下するという新たな問題が発生する。そこで発明者らは、溶接部への溶着金属の安定供給に対しては、溶滴移行を規則的にすることが有効であると発想し、アークのふらつきに影響を受けにくい短絡移行を活用することとした。また、溶接ビード形状の平滑化の観点では、溶接狙い位置を２枚の鋼板のうちの上板の端部であり、かつ前記２枚の鋼板から成る角である重ね部コーナーから下板の溶接線に垂直な方向にオフセットすることで表面張力を低下させる元素がなくても溶接部表面とアークの接触面積を増加することができ、一定の溶着量に対して溶接金属幅を増加し、溶接金属高さを減少させることができると考えた。
　本発明は、上記の知見によるものであり、その要旨は次のとおりである。
［１］　少なくとも２枚の鋼板から成る角を接合する隅肉アーク溶接方法であって、
短絡移行を用いて接合を行い、溶接狙い位置は、前記２枚の鋼板のうちの上板の端部であり、かつ前記２枚の鋼板から成る角である重ね部コーナーを始点として下板の溶接線に垂直な方向に０．２ｍｍ以上１．８ｍｍ以下であり、シールドガスとしてＡｒが９８体積％以上であるガスを使用し、溶接部の溶接金属高さＨ（ｍｍ）および溶接金属幅Ｗ（ｍｍ）が下記（１）式を満足する、重ね隅肉アーク溶接方法。
０．２　≦　Ｈ／Ｗ　≦　１．２　・・・（１）
［２］　パルスピーク電流（Ｉｐ）とパルスベース電流（Ｉｂ）が周期的に繰り返されるパルス溶接を用い、前記パルス溶接のパルスピーク電流（Ｉｐ）が３００Ａ以上６００Ａ以下、パルス周波数が３０Ｈｚ以上２００Ｈｚ以下である［１］に記載の重ね隅肉アーク溶接方法。
［３］　前記［１］または［２］に記載の重ね隅肉アーク溶接方法を用いる、溶接継手の製造方法。
　本発明によれば、ビード形状が良好な溶接継手を安定的に得ることができる。しかも、従来の酸化性ガスを使用するＭＡＧ溶接または不活性ガスを主成分としたガスを使用するＭＩＧ溶接で用いる溶接装置を特別な仕様に変更せずとも溶接金属への酸素の混入およびスラグの生成を抑制することができる。
重ね隅肉アーク溶接によって作製される溶接継手の一例を示す概略図である。 溶接狙い位置を示した図である。 溶接ビードの断面図を示した図である。 図２（ａ）および図２（ｂ）は、従来のアーク溶接による溶滴移行の様子を示す概略図である。 図３（ａ）および図３（ｂ）は、本発明による短絡移行の様子を示す概略図である。 本発明のアーク溶接におけるパルス電流波形を示す概略図である。 溶接ビードにおけるビード面積およびスラグ被覆面積を示す概略図である。
　以下、図面を参照し、本発明の詳細を説明する。図１－１は、本発明の実施形態の一例を示す、重ね隅肉アーク溶接によって作製される溶接継手の一例を示す概略図である。上記は代表例であり、溶接継手形状と溶接姿勢は限定しない。
　本発明では、例えば図１－１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から母材３（詳しくは、例えば母材３を２枚重ねて形成した段差のすみ部からなる溶接線）へ連続的に送給される溶接ワイヤ１を陽極、母材３を陰極として、溶接電源（図示せず）から溶接電圧が印加される。溶接トーチ２内から供給されるＡｒシールドガス（図示せず）の一部が電離・プラズマ化することで溶接ワイヤ１と母材３の間にアーク５が形成される。また、上記Ａｒシールドガスの内、電離を生じず溶接トーチ２から母材３へと流れる分は、アーク５および母材３が溶融し形成される溶融池（図１－１では図示せず）を外気から遮断する役割を持つ。アーク５からの入熱により、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または母材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、少なくとも２枚の鋼板の接合が達成される。溶融池が凝固したものが溶接金属である。
　図１－２は図１－１における溶接狙い位置を示した図である。溶接狙い位置は、溶接ワイヤ１と母材３の交点であり、２枚の鋼板のうちの上板の端部であり、かつ前記２枚の鋼板から成る角である重ね部コーナー１９を始点としてから所定の距離離れた狙い線２０上を溶接狙い位置として定めて溶接を行う。
　図１－３は溶接ビードの断面を示した図である。溶接ビード６（溶接部）における所定の溶接金属高さ（Ｈ）２５と溶接金属幅（Ｗ）２６とフランク角（θ）２７を確保しながら、溶接を行う。上記の詳細については後述する。
　一方、本発明が対象としている炭素鋼に対して、従来のＭＩＧ溶接を行った場合、溶接が極めて不安定であるという課題が存在する。ＭＡＧ溶接またはＭＩＧ溶接では、電極（ワイヤ）を陽極とする逆極性溶接であるため、母材の鋼板表面において酸化物のように仕事関数が低く、電子放出が起こりやすい領域を起点として陰極点が形成される。例えば、母材表面に強固な酸化皮膜を持つアルミニウム合金では、溶接線上の酸化皮膜を起点として陰極点が安定して形成するため良好な溶接が可能である。しかしながら、酸化皮膜を有しにくい鋼では、Ｏ２またはＣＯ２由来の酸化物が生成しないＭＩＧ溶接では、陰極点が定まらず、仕事関数の低い箇所を求めて陰極点が母材表面を激しく動き回る。このため、溶接が安定せず、溶接ビード６が蛇行した形状又は波打った形状の溶接継手が得られる。
　この現象に対し、本発明者らは溶接実験によるアーク挙動を観察し、炭素鋼を対象としたＭＩＧ溶接で問題として上記で挙げられた溶接ビードの蛇行・波打ち形状の主たる原因は、不安定な溶滴移行であると考えた。
図２（ａ）および図２（ｂ）には、従来のＭＩＧ溶接による溶滴移行の様子を説明する概略図を示す。従来のＭＩＧ溶接の溶滴移行では、図２（ａ）のように溶接ワイヤ１が溶融し、細長い液柱から連続的に溶融池８へと輸送される形態が混在する。この不安定な溶滴移行を抑制するためには、溶接ワイヤ１先端から溶滴７を規則的に離脱させることが有効であると考えられるが、Ａｒシールドガスの場合、溶接ワイヤ１に作用する電磁ピンチ力が小さく、溶滴７の離脱が困難となる。
　そこで、本発明では、溶滴移行を安定化させる手段として、溶接ワイヤ１先端と母材３との間で、図３（ａ）の非短絡状態と、図３（ｂ）の短絡状態とが規則的に繰り返され、短絡状態時に溶滴７が母材３へ移行する、いわゆる周期的な短絡移行により接合を完了させることが有効であることを知見した。
　Ａｒが９８体積％以上であるガス
　溶接部の耐食性を向上させるために溶接部に付着するスラグ生成量を抑制する必要があり、そのためには鋼板ならびに溶接ワイヤ１に含まれるＳｉ、Ｍｎ、Ｔｉ等の酸化を抑制することが重要である。このため、シールドガスとして、Ａｒを９８体積％以上としたガスを使用する必要がある。Ａｒを９９体積％以上とすることが好ましい。上限は特に限定されるものではなく、Ａｒは１００体積％であって良い。
　０．２　≦　Ｈ／Ｗ　≦　１．２・・・（１）
　図１－３に示すように、２５が溶接金属高さ（Ｈ）であり、２６が溶接金属幅（Ｗ）、２７がフランク角（θ）である。溶接金属高さ（Ｈ）２５と溶接金属幅（Ｗ）２６の関係を上記の（１）式の範囲に規定することで、止端形状が滑らかな溶接ビード６が得られる。Ｈ／Ｗが０．２未満の場合、入熱が広い範囲に分散するため、上板端が溶融しにくくなりアンダーカットが生じる、または下板の溶込みが過小になる場合がある。そのため、Ｈ／Ｗが０．２以上とする。好ましくは、Ｈ／Ｗが０．２５以上であり、より好ましくは０．３以上であり、さらに好ましくは０．３５以上である。Ｈ／Ｗが１．２より大きい場合、溶接ビード６は凸形となりフランク角２７が過度に小さくなる。このため、Ｈ／Ｗは１．２以下とする。好ましくは、Ｈ／Ｗが１．１以下であり、より好ましくは１．０以下であり、さらに好ましくは０．９以下である。Ｈ、Ｗの単位はいずれもｍｍである。
　なお、溶融金属高さ（Ｈ）と溶接金属幅（Ｗ）は以下の方法に基いて測定する。溶融金属高さ（Ｈ）２５と溶接金属幅（Ｗ）２６の測定は、後述するように図６に示す溶接ビード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５箇所における溶接線に垂直な板厚方向断面で行った。ただし、任意の５箇所は互いに５ｍｍ以上離れた位置とした。ここでは、溶接ビード６の任意の箇所を溶接線に垂直な板厚方向に切断し、各々の溶融金属高さ２５と溶接金属幅２６を求め、それらの平均値を「溶融金属高さ（Ｈ）」、「溶接金属幅（Ｗ）」とした。
なお、特に限定されるものではないが、溶融金属高さ（Ｈ）は上板の板厚をＴ（ｍｍ）としたとき、Ｈ／Ｔが０．８以上となることが好ましい。より好ましくは、Ｈ／Ｔが０．９以上である。上限としては、Ｈ／Ｔが１．８以下となることが好ましい。より好ましくは、Ｈ／Ｔが１．６以下である。溶接金属幅（Ｗ）は上板の板厚をＴ（ｍｍ）としたとき、Ｗ／Ｔが１．５以上となることが好ましい。より好ましくは、Ｗ／Ｔが１．６以上である。上限としては、Ｗ／Ｔが３．０以下となることが好ましい。より好ましくは、Ｗ／Ｔが２．８以下である。
　溶接狙い位置は、２枚の鋼板のうちの上板の端部であり、かつ前記２枚の鋼板から成る角である重ね部コーナーから下板の溶接線に垂直な方向に０．２ｍｍ以上１．８ｍｍ以下の間に位置する
　本発明でいう溶接狙い位置とは図１－２に示すように溶接ワイヤ１の延長線が母材３と交わる点である。狙い位置を重ね部コーナー１９から下板の溶接線に垂直な方向にずらす（以降、オフセットするともいい、その方向をオフセット方向２１、その量をオフセット値２２という）ことで、溶融金属の表面張力が大きくなるＡｒ比率を高くしたガスシールドアーク溶接においても溶接金属幅２６を大きく、溶接金属高さ２５を小さくすることができ、０．２　≦　Ｈ／Ｗ　≦　１．２を満たすことができる。つまり、オフセット値２２が０．２ｍｍ未満の場合、溶着領域が狭い範囲に限定されることで、溶接ビードは凸形になりやすく、Ｈ／Ｗは過大となる場合がある。このため、オフセット値２２を０．２ｍｍ以上、すなわち溶接狙い位置を重ね部コーナーから下板の溶接線に垂直な方向に０．２ｍｍ以上とする。オフセット値２２は０．３ｍｍ以上が好ましく、０．４ｍｍ以上がより好ましく、０．５ｍｍ以上がさらに好ましい。一方、オフセット値２２が１．８ｍｍより大きい場合、重ね部コーナー部での電流経路形成が不安定になるため、アークプラズマのふらつきが大きくなり安定した溶接が困難となる。また、大気巻き込みによるスラグ量の増加が懸念される。このため、オフセット値２２を１．８ｍｍ以下、すなわち溶接狙い位置を重ね部コーナーから下板の溶接線に垂直な方向に１．８ｍｍ以下とする。オフセット値２２は１．７ｍｍ以下が好ましく、１．６ｍｍ以下がより好ましく、１．５ｍｍ以下がさらに好ましい。
　パルスピーク電流（Ｉｐ）が３００Ａ以上６００Ａ以下（好適条件）
　図４に本発明のアーク溶接におけるパルス電流波形を示す概略図を示す。パルス溶接とは、パルスピーク電流（Ｉｐ）とパルスベース電流（Ｉｂ）が周期的に繰り返されて溶接する方法である。パルスピーク電流（Ｉｐ）は、過小であると溶接ワイヤ１先端に形成した溶滴７を溶融池８へと押し下げる作用が得られず、短絡が不安定になったり、また十分な入熱が確保できずビード形状の劣化を生じたりする場合がある。そのため、パルスピーク電流（Ｉｐ）は３００Ａ以上とすることが好ましい。より好ましくは３５０Ａ以上である。さらに好ましくは３８０Ａ以上である。もっとも好ましくは４００Ａ以上である。一方、過大であると溶落ちを引き起こし、またスパッタの増加を招く。そのため、パルスピーク電流（Ｉｐ）は６００Ａ以下とすることが好ましい。より好ましくは５９０Ａ以下である。さらに好ましくは５８０Ａ以下である。もっとも好ましくは５７０Ａ以下である。パルスピーク電流時に短絡を引き起こすため、１周期あたりのパルスピーク電流時間（ｔｐ）は０．５ｍｓ以上とすることが好ましい。１周期あたりのパルスピーク電流時間（ｔｐ）はより好ましくは０．７ｍｓ以上であり、さらに好ましくは０．８ｍｓ以上である。１周期あたりのパルスピーク電流時間（ｔｐ）が過大になると短絡時のアーク５および溶融池８の乱れが大きくなり溶接ビード形状不良が発生する場合があるため、１周期あたりのパルスピーク電流時間（ｔｐ）は３．５ｍｓ以下とすることが望ましい。１周期あたりのパルスピーク電流時間（ｔｐ）はより好ましくは３．３ｍｓ以下であり、さらに好ましくは３．２ｍｓ以下である。
　なお、パルスベース電流（Ｉｂ）は、過小であるとパルスベース期間でのアーク放電が不安定になりビード形状の劣化を生じ、また溶込み不足となる場合がある。このため、パルスベース電流（Ｉｂ）は３０Ａ以上とすることが好ましい。パルスベース電流（Ｉｂ）はより好ましくは３５Ａ以上である。さら好ましくは４０Ａ以上であり、もっとも好ましくは４５Ａ以上である。一方、過大であると溶落ちを引き起こし、またパルスピーク電流（Ｉｐ）とパルスベース電流（Ｉｂ）の差を十分に確保できず、溶接ワイヤ１先端に形成した溶滴７を溶融池８へと押し下げ短絡させる作用が十分に得られず溶接が安定しない場合がある。このため、パルスベース電流（Ｉｂ）は１２０Ａ以下とすることが好ましい。パルスベース電流（Ｉｂ）はより好ましくは１１０Ａ以下である。パルスベース電流（Ｉｂ）はさらに好ましくは１００Ａ以下であり、もっとも好ましくは９０Ａ以下である。なお、１周期当たりのパルスベース電流時間（ｔｂ）が過少では溶滴７を理想寸法まで成長させることができず周期的な短絡が実現できない場合があるため、１周期当たりのパルスベース電流時間（ｔｂ）は１．０ｍｓ以上とすることが好ましい。１周期当たりのパルスベース電流時間（ｔｂ）は１．５ｍｓ以上とすることがより好ましく、２．０ｍｓ以上とすることがさらに好ましく、２．５ｍｓ以上とすることがもっとも好ましい。１周期当たりのパルスベース電流時間（ｔｂ）が過大ではパルスピーク時に狙い通りの短絡を制御できない、または短絡時のアーク５・溶融池８の乱れが大きくなる場合があるため、１周期当たりのパルスベース電流時間（ｔｂ）は１０．０ｍｓ以下とすることが好ましい。１周期当たりのパルスベース電流時間（ｔｂ）は９．０ｍｓ以下とすることがより好ましく、８．５ｍｓ以下とすることがさらに好ましく、８．０ｍｓ以下とすることがもっとも好ましい。なお、立ち上がり時間（ｔｕｐ）と立ち下がり時間（ｔｄｏｗｎ）は過小であるとアーク５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ため、それぞれ０．１～３．０ｍｓが好ましい。すなわち、ｔｕｐは０．１ｍｓ以上とすることが好ましい。より好ましくは０．３ｍｓ以上であり、さらに好ましくは０．４ｍｓ以上である。もっとも好ましくは０．５ｍｓ以上である。ｔｄｏｗｎは、３．０ｍｓ以下とすることが好ましい。より好ましくは２．８ｍｓ以下であり、さらに好ましくは２．６ｍｓ以下である。もっとも好ましくは２．５ｍｓ以下である。
　パルス周波数が３０Ｈｚ以上２００Ｈｚ以下（好適条件）
　パルス周波数を上記の範囲にすることで、溶滴７の移動を安定させることに加えて、溶着量を均一にすることができ、これにより、安定して適正なフランク角２７を得ることができる。
パルス周波数が３０Ｈｚ未満の場合には、短絡移行周期が大きくなり大粒の溶滴７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）が不規則に混在したりすることとなる。そのため、パルス周波数は３０Ｈｚ以上であることが好ましい。パルス周波数は４０Ｈｚ以上であることがより好ましく、５０Ｈｚ以上であることがさらに好ましい。一方、パルス周波数が２００Ｈｚより大きい場合には、溶滴７は小粒ではあるものの短絡に伴うアーク５の再点弧が過多となり、アーク５が不安定化する。そのため、パルス周波数は２００Ｈｚ以下であることが好ましい。パルス周波数は１８０Ｈｚ以下であることがより好ましく、１６０Ｈｚ以下であることがさらに好ましい。
　溶接速度が大きくなると、溶着量が一定となりにくく、連続した安定的な溶接ビード形状を制御することが難しくなるため、アンダーカット等の溶接欠陥を誘発する場合がある。特に２００ｃｍ／ｍｉｎ以上の溶接条件で上記の現象が顕著になり、以下で述べる内容に限定する必要が出てくる。そのため、溶接速度は２００ｃｍ／ｍｉｎ以下とすることが好ましい。より好ましくは１６０ｃｍ／ｍｉｎ以下であり、さらに好ましくは１２０ｃｍ／ｍｉｎ以下である。一方、溶接速度が小さくなると、入熱量ならびに溶着量が過大となり、溶落ちが生じる場合がある。そのため、溶接速度は２０ｃｍ／ｍｉｎ以上とすることが好ましい。より好ましくは３０ｃｍ／ｍｉｎ以上であり、さらに好ましくは４０ｃｍ／ｍｉｎ以上である。
　また、短絡移行の平均周波数（短絡周波数）Ｆ（Ｈｚ）は、溶接ワイヤ１端の溶滴７の体積に影響し、特に限定されないが、２０Ｈｚ以上とすることが好ましい。短絡移行の平均周波数（短絡周波数）Ｆ（Ｈｚ）は、３０Ｈｚ以上とすることがより好ましく、４０Ｈｚ以上とすることがさらに好ましい。上限としては、短絡移行の平均周波数（短絡周波数）Ｆ（Ｈｚ）は、２００Ｈｚ以下とすることが好ましい。より好ましくは１８０Ｈｚ以下であり、さらに好ましくは１５０Ｈｚ以下である。具体的には、短絡周波数とはワイヤ先端の溶滴７が溶融池８に接触し、アーク５が消弧する現象（短絡現象）の単位時間あたりの発生回数を指す。短絡移行の平均周波数（短絡周波数）Ｆ（Ｈｚ）は、例えばオシロスコープで溶接進行中のアーク電圧の推移を監視してそれがゼロになる回数をカウントし、カウント数を監視時間で割って１秒あたりのカウント数を求めることにより測定することができる。上記監視時間は短すぎると上記カウント数のばらつきが大きくなるため、０．５ｓ以上とすることが好ましい。監視時間は０．８ｓ以上とすることがより好ましく、１．０ｓ以上とすることがさらに好ましい。上限は特に限定されるものではないが、測定データの容量が大きくなるとカウント処理に多くの時間を有し、作業性が低下するため、３．０ｓ以下であることが好ましい。例えば、短絡周波数をインプロセスで測定し、溶接条件のフィードバック制御を実施するにあたっては、上記監視時間が長すぎると溶接の状況に応じた瞬時のフィードバック制御が困難となることが上記の理由として挙げられる。
　なお、１パルス周期に１回の短絡が生じる場合には、短絡移行の平均周波数（短絡周波数）Ｆ（Ｈｚ）と上述しているパルス周波数は同じになるが、必ずしも短絡の周期がパルス周期に同期する必要はなく、短絡移行の平均周波数（短絡周波数）Ｆ（Ｈｚ）とパルス周波数が異なる場合もある。
　なお、溶接条件の好ましい範囲としては、例えば、溶接電流が１５０Ａ～３００Ａ、アーク電圧が２０Ｖ～３５Ｖ、母材とチップ（コンタクトチップ）間の距離が５ｍｍ～３０ｍｍ、Ａｒシールドガス流量が１０Ｌ／ｍｉｎ～２５Ｌ／ｍｉｎであることが挙げられる。つまり、溶接電流は１５０Ａ以上が好ましい。より好ましくは１７０Ａ以上であり、さらに好ましくは１８０Ａ以上である。溶接電流は３００Ａ以下が好ましい。より好ましくは２８０Ａ以下であり、さらに好ましくは２７０Ａ以下である。アーク電圧は２０Ｖ以上が好ましい。より好ましくは２１Ｖ以上であり、さらに好ましくは２２Ｖ以上である。アーク電圧は３５Ｖ以下が好ましい。より好ましくは３２Ｖ以下であり、さらに好ましくは３０Ｖ以下である。母材３とコンタクトチップ間の距離は５ｍｍ以上が好ましい。より好ましくは８ｍｍ以上であり、さらに好ましくは１０ｍｍ以上である。母材３とコンタクトチップ間の距離は３０ｍｍ以下が好ましい。より好ましくは２５ｍｍ以下であり、さらに好ましくは２０ｍｍ以下である。Ａｒシールドガス流量が１０Ｌ／ｍｉｎ以上とすることが好ましい。より好ましくは１２Ｌ／ｍｉｎ以上であり、さらに好ましくは１５Ｌ／ｍｉｎ以上である。Ａｒシールドガス流量が２５Ｌ／ｍｉｎ以下とすることが好ましい。より好ましくは２４Ｌ／ｍｉｎ以下であり、さらに好ましくは２２Ｌ／ｍｉｎ以下である。なお、溶接電流、アーク電圧は各溶接パス内での平均値であり、さらに具体的にいうと溶接電流はパルスピーク電流とパルスベース電流の平均値である。これを管理することにより、溶接時の総入熱量を把握することができる。なお、コンタクトチップは溶接トーチの中に装着されており、コンタクトチップは溶接ワイヤ１への給電と送給ガイドの役割を担うものである。
　本発明で使用する溶接ワイヤは特に限定しない。例えば、ＪＩＳ　Ｚ　３３１２　に記載されているＹＧＷ１２やＹＧＷ１６のようなソリッドワイヤを用いることが可能である。
　また、本発明の母材３は、鋼板およびめっき鋼板を対象とする。鋼板の成分組成は限定されるものではないが、例えば、Ｃ：０．０２質量％～０．３質量％、Ｓｉ：０．０１質量％以上、Ｍｎ：０．５％質量％以上、Ｐ：０．０５質量％以下、Ｓ：０．０５質量％以下が含有された鋼板が好ましく、その他にＣｕ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｔｉ等の合金元素を含有しても良い。上記鋼板では、Ｓｉは３．０質量％以下とすることが好ましく、Ｍｎは５．０質量％以下とすることが好ましい。また、Ｐの下限は特に限定されるものではないが０．０００５質量％以上とすることが好ましく、Ｓの下限は特に限定されるものではないが０．０００５質量％以上とすることが好ましい。また、めっき鋼板におけるめっき組成は特に限定されないが、例えばＺｎが挙げられる。
　上記のように限定した重ね隅肉アーク溶接方法を用いることで、溶接部におけるスラグ生成を抑制するともに、良好なビード形状をもつ溶接継手の製造を可能とし、前記溶接継手を得ることが可能となる。また、本発明は上記に加えてロバスト性が高いことも有用な特徴である。なお、ロバスト性が高いとは、環境や板形状等の外乱の影響を受けにくく、適切な溶接条件が広いことを指す。
　以下、本発明の実施例について説明する。表１に示す成分を有する２枚の鋼板（いずれも板厚２．６ｍｍ）を用いて重ね、例えば図１－１に示す方法にて隅肉溶接を行った。なお、表１に示す以外の成分として、ＦｅならびにＮｉ、Ｃｒ、Ｔｉ、Ｍｏ等の合金元素を含む。溶接は表２に示す溶接条件で実施した。また、溶接ワイヤとしては、ＪＩＳ　Ｚ　３３１２　に記載されているＹＧＷ１６を用いた。
　以上のようにして得られた溶接された鋼板について、以下の試験方法に従い、スラブ被覆面積率（ＳＲＡＴＩＯ）、フランク角（θ）およびアンダーカットの有無を評価した。
　（スラグ被覆面積率）
　図５は溶接ビードにおけるビード面積およびスラグ被覆面積を示す概略図である。図５に示すようなビード表面積ＳＢＥＡＤとスラグ被覆表面積ＳＳＬＡＧは、溶接ビード６のビード始終端部１０（各々長さ１５ｍｍ）を除いた領域の表面を真上から撮影し、溶接ビード６およびスラグの上面からの投影面積を測定して算出する。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する。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を除いて任意の部位（長さ１００ｍｍ）の表面を撮影する。算出したスラグ表面積ＳＳＬＡＧの値をビード表面積ＳＢＥＡＤの値で除すことでスラグ被覆面積率ＳＲＡＴＩＯを求めた。ＳＲＡＴＩＯが３０％以下を合格とした。
　（フランク角）
　フランク角（θ）２７の測定は、溶接ビード６のビード始終端部１０（各々長さ１５ｍｍ）を除いた領域において、図１－３に示すように溶接ビード６の任意の５箇所における溶接線に垂直（図５に記載の直線ＡＡに平行な方向）な板厚方向断面を観察して行った。ただし、任意の５箇所は互いに５ｍｍ以上離れた位置とした。ここでは、溶接ビードの任意の箇所を溶接線に垂直な板厚方向に切断し、各々のフランク角２７を求め、それらの平均値を「フランク角θ（°）」とした。θが９５°以上を合格とした。
　（アンダーカットの有無の評価）
　アンダーカットの有無の判定は、ＪＩＳ　Ｚ　３００１－４に記載の定義に基づいて、溶接ビード６のビード始終端部１０（各々長さ１５ｍｍ）を除いた領域に対して、溶接ビード６の端部でアンダーカット（溶接欠陥）がないことを目視で確認した。
　さらに、「ＳＲＡＴＩＯが３０％以下かつθが１１０°以上かつアンダーカット無し」の場合に評価Ａ（特に優れる）とし、「ＳＲＡＴＩＯが３０％以下かつθが９５°以上１１０°未満かつアンダーカット無し」の場合に評価Ｂ（優れる）とし、「ＳＲＡＴＩＯが３０％より大きい、θが９５°未満、アンダーカット有りのうち少なくとも１つを満たす」の場合に評価Ｆ（不合格）と評価した。
　表２から発明例である溶接条件Ｎｏ．１～９は、ＳＲＡＴＩＯが３０％以下かつθが９５°以上かつアンダーカット無し、を満足しており、スラグを抑制しつつ、良好な溶接継手形状が得られた。
　上記発明例のうちの溶接条件Ｎｏ．１～３、５、６は、θが１１０°以上であり、より安定した溶接継手形状が得られた。これに対して、比較例である溶接条件Ｎｏ．１０～１３はＳＲＡＴＩＯが３０％以下、θが９５°以上、アンダーカット無しのうちいずれかが満足せず、良好な溶接ビードが得られず、良好な溶接継手形状が得られなかった。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　　１　溶接ワイヤ
　　２　溶接トーチ
　　３　母材
　　５　アーク
　　６　溶接ビード
　　７　溶滴
　　８　溶融池
　　１０　ビード始終端部
　　１９　重ね部コーナー
　　２０　狙い線
　　２１　オフセット方向
　　２２　オフセット値
　　２５　溶接金属高さ（Ｈ）
　　２６　溶接金属幅（Ｗ）
　　２７　フランク角（θ）
　　ｔｕｐ　立ち上がり時間
　　ｔｐ　パルスピーク電流時間
　　ｔｄｏｗｎ　立ち下がり時間
　　ｔｂ　パルスベース電流時間
　　ｔｕｐ+ｔｐ+ｔｄｏｗｎ+ｔｂ　パルス１周期
　　ＳＢＥＡＤ　ビード表面積
　　ＳＳＬＡＧ　スラグ被覆表面積
　　ＷＭＡＸ　ビード幅の最大値
　　Ｗｍｉｎ　ビード幅の最小値

 

Claims (3)

  1. 　少なくとも２枚の鋼板から成る角を接合する隅肉アーク溶接方法であって、
    短絡移行を用いて接合を行い、溶接狙い位置は、前記２枚の鋼板のうちの上板の端部であり、かつ前記２枚の鋼板から成る角である重ね部コーナーを始点として下板の溶接線に垂直な方向に０．２ｍｍ以上１．８ｍｍ以下であり、シールドガスとしてＡｒが９８体積％以上であるガスを使用し、溶接部の溶接金属高さＨ（ｍｍ）および溶接金属幅Ｗ（ｍｍ）が下記（１）式を満足する、重ね隅肉アーク溶接方法。
    ０．２　≦　Ｈ／Ｗ　≦　１．２　・・・（１）
  2. 　パルスピーク電流（Ｉｐ）とパルスベース電流（Ｉｂ）が周期的に繰り返されるパルス溶接を用い、前記パルス溶接のパルスピーク電流（Ｉｐ）が３００Ａ以上６００Ａ以下、パルス周波数が３０Ｈｚ以上２００Ｈｚ以下である請求項１に記載の重ね隅肉アーク溶接方法。
  3. 　請求項１または２に記載の重ね隅肉アーク溶接方法を用いる、溶接継手の製造方法。

     
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* Cited by examiner, † Cited by third party
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JPS61144270A (ja) * 1984-12-18 1986-07-01 Kobe Steel Ltd 重ねすみ肉溶接方法
WO2021085544A1 (ja) * 2019-10-31 2021-05-06 Ｊｆｅスチール株式会社 Ｍｉｇ溶接方法

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