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WO2024224712A1 - アーク溶接継手およびその製造方法 - Google Patents

アーク溶接継手およびその製造方法 Download PDF

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WO2024224712A1
WO2024224712A1 PCT/JP2024/001190 JP2024001190W WO2024224712A1 WO 2024224712 A1 WO2024224712 A1 WO 2024224712A1 JP 2024001190 W JP2024001190 W JP 2024001190W WO 2024224712 A1 WO2024224712 A1 WO 2024224712A1
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WO
WIPO (PCT)
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slag
welding
bead
pulse
weld
Prior art date
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Pending
Application number
PCT/JP2024/001190
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
恭平 小西
央海 澤西
公一 谷口
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
JFE Steel Corp
Original Assignee
JFE Steel Corp
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
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Priority to JP2024515388A priority patent/JP7677536B2/ja
Priority to EP24796471.1A priority patent/EP4681852A1/en
Priority to CN202480025912.6A priority patent/CN121001844A/zh
Publication of WO2024224712A1 publication Critical patent/WO2024224712A1/ja
Priority to MX2025012410A priority patent/MX2025012410A/es
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Pending legal-status Critical Current

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    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K9/00—Arc welding or cutting
    • B23K9/02—Seam welding; Backing means; Inserts
    • B23K9/025—Seam welding; Backing means; Inserts for rectilinear seams
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K2103/00—Materials to be soldered, welded or cut
    • B23K2103/02—Iron or ferrous alloys
    • B23K2103/04—Steel or steel alloys

Definitions

  • the present invention relates to an arc welded joint that has a small amount of slag adhesion, a stable penetration depth, and excellent weld joint strength and corrosion resistance of the weld, and a method for manufacturing the same.
  • components used in corrosive environments are subjected to anti-rust treatments such as chemical conversion coating and electrocoating after welding to ensure corrosion resistance.
  • 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 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; has been known for some time. Even if a member having the above-mentioned deposits (a) and (b) or oxides (c) present in the welded portion is subjected to chemical conversion treatment, these deposits and products will cause localized areas that are not covered with a chemical conversion treatment layer made of zinc phosphate crystals to remain, starting 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 base 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 for forming a sufficient chemical conversion layer by adjusting the components of the treatment liquid used in the chemical conversion treatment, even in weld beads that contain slag, welding fumes, and oxides. Specifically, the formation of the chemical conversion layer is facilitated by performing surface treatment using a surface adjustment liquid containing 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 solution 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 an arc welded joint that has a small amount of slag adhesion, a stable penetration depth, and excellent weld joint strength and corrosion resistance of the weld, as well as a method for manufacturing the same.
  • the inventors have discovered that the most effective way to improve the corrosion resistance of the weld and stably obtain welded joints with a stable penetration depth is to reduce the amount of slag that adheres to the weld and to achieve periodic short-circuit transfer using pulse welding.
  • the penetration depth becomes unstable. Therefore, the inventors have discovered a technology that uses pulse welding to reduce the crawling of the cathode spot and realizes periodic short-circuit transfer that is not easily affected by the wobbling of the arc, and by using a pulse current waveform, a welded joint with less slag adhesion, stable penetration, and excellent welded joint strength and corrosion resistance can be obtained.
  • the present invention is based on the above findings, and the gist of the present invention is as follows.
  • the arc welded joint has an upper plate, a lower plate, and a weld portion that joins the upper plate and the lower plate and penetrates into the upper plate and the lower plate,
  • the thickness t1 of the upper plate and the thickness t2 of the lower plate are each 5.0 mm or less
  • the plate thickness t2 of the lower plate and the penetration depth d which is the distance from the boundary between the upper plate and the lower plate in the cross section of the weld to the lower surface of the weld bead, satisfy the following formula (1): and a slag coverage area ratio S RATIO calculated by the following formula (2) using a bead surface area S BEAD of the weld bead surface and a slag surface area S SLAG , which is the area of a region covered with slag
  • t 2 (mm) represents the plate thickness of the lower plate
  • d (mm) represents the penetration depth
  • S RATIO S SLAG /S BEAD ⁇ 100...(2)
  • S BEAD (mm 2 ) is the bead surface area
  • S SLAG (mm 2 ) is the slag surface area, which is the area of the region covered with slag
  • S RATIO (%) is the slag coverage area ratio.
  • the average welding current I AVE is 100 A or more and 320 A or less
  • the pulse peak current Ip is 400 A or more and 600 A or less
  • the pulse peak time Tp is 1.5 ms or more and 3.5 ms or less
  • Ar gas having a volume percentage of 98% or more is used as a shielding gas during welding, A method for manufacturing an arc welded joint in which droplet transfer is achieved by short-circuiting the welding wire and the base metal.
  • stable penetration ensures excellent weld joint strength, and by suppressing slag generation, it is possible to obtain a weld joint with excellent corrosion resistance at the welded portion.
  • the above effects can be obtained without making special changes to the specifications of the welding equipment used in conventional carbon dioxide welding, MAG welding using a mixture of inert gas and active gas, or MIG welding using a gas mainly composed of inert gas.
  • FIG. 1 is a schematic diagram showing an example of a welded joint produced by arc welding.
  • 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 illustrating the penetration depth and throat thickness in a cross section of a welded portion.
  • 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.
  • FIG. 2 is a schematic diagram showing a corrosion resistance test of a weld bead.
  • FIG. 1 is a schematic diagram showing an example of a welded joint produced by arc welding, illustrating an embodiment of the present invention.
  • fillet arc welding of a lap joint joining a corner made of two steel plates is shown as a representative example, but the shape of the welded joint and the welding position are not limited in the present invention.
  • 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 contact tip is attached to the welding torch 2, and serves to supply power to the welding wire 1 and to guide the feed.
  • An arc 5B is formed between the welding wire 1 and the base material 3 by ionizing a portion of the Ar shielding gas (not shown) supplied from inside the welding torch 2 and turning it into plasma.
  • the portion of the Ar shielding gas that does not ionize and flows from the welding torch 2 to the base material 3 serves to isolate the arc 5B and the molten pool (not shown in FIG. 1) formed by melting the base material 3 from the outside air.
  • Heat input from the arc 5B melts the tip of the welding wire 1 into a droplet, which is then 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 and forming a weld bead 6. This achieves the joining of at least two steel plates (base material 3).
  • 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 heat input to the base material cannot be obtained stably, and a welded joint with an excessively small penetration depth or a large variation in the penetration depth is obtained.
  • the shielding property of the Ar shielding gas that blocks the intrusion of oxidizing gas into the molten pool is reduced, and the generation of slag may increase.
  • FIG. 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 as shown in Fig. 2(a), and large droplets 7 are generated at the tip of the welding wire 1 and are transported to the molten pool 8 by falling or short-circuiting as shown in Fig. 2(b).
  • an effective means for stabilizing droplet transfer is to complete joining by so-called periodic short-circuit transfer, in which the non-short-circuit state of Fig. 3(a) and the short-circuit state of Fig. 3(b) are regularly repeated between the tip of the welding wire 1 and the base metal 3, and droplets 7 are transferred to the base metal 3 during the short-circuit state.
  • the penetration depth of the weld cross section as shown in Fig. 4 can be controlled to a predetermined value, and a predetermined welded joint strength can be obtained.
  • the arc welded joint has an upper plate 20, a lower plate 21, and a weld bead 6 that joins the upper plate 20 and the lower plate 21 and penetrates into the upper plate 20 and the lower plate 21.
  • the penetration depth 23 refers to the distance from the boundary 24 between the upper plate 20 and the lower plate 21 in the cross section of the weld to the underside of the weld bead 6.
  • the plate thickness t2 of the lower plate is designated by the symbol 22.
  • the thickness t2 of the lower plate and the penetration depth d satisfy the formula (1): 0.20 ⁇ d/ t2 ⁇ 0.80 (1)
  • t 2 (mm) represents the plate thickness of the lower plate
  • d (mm) represents the penetration depth. If d/t 2 is less than 0.20, poor penetration of the welded portion occurs, and the strength of the welded joint decreases. Therefore, d/t 2 is set to 0.20 or more.
  • d/t 2 is preferably 0.25 or more.
  • d/t 2 is more preferably 0.30 or more.
  • d/t 2 is even more preferably 0.32 or more. Most preferably 0.35 or more.
  • d/t 2 is set to 0.80 or less.
  • d/t 2 is preferably 0.75 or less.
  • d/t 2 is more preferably 0.70 or less.
  • d/t 2 is even more preferably 0.68 or less.
  • d/t 2 is most preferably 0.65 or less.
  • the thickness t1 of the upper plate and the thickness t2 of the lower plate are 5.0 mm or less. If the thickness t1 of the upper plate and the thickness t2 of the lower plate are greater than 5.0 mm, the penetration is insufficient due to the diffusion of heat input, and the throat thickness 25 shown in FIG. 4 is reduced, and the cross-sectional area (throat thickness x weld length) that bears the external load is insufficient, leading to a decrease in the strength of the welded joint. Therefore, the thickness t1 of the upper plate and the thickness t2 of the lower plate are set to 5.0 mm or less. It is preferable that the thickness t1 of the upper plate and the thickness t2 of the lower plate are set to 4.8 mm or less.
  • the thickness t1 of the upper plate and the thickness t2 of the lower plate are set to 4.5 mm or less. It is even more preferable that the thickness t2 of the upper plate and the thickness t2 of the lower plate are set to 4.2 mm or less. It is most preferable that the thickness t1 of the upper plate and the thickness t2 of the lower plate are set to 0.5 mm or more. It is more preferable that the thickness t2 of the upper plate and the thickness t2 of the lower plate are set to 0.8 mm or more, although there is no particular limit to the lower limit. It is more preferable that the weld length is 1.0 mm or more, and most preferable that the weld length is 1.2 mm or more. Note that the weld length refers to the length of the weld bead 6 in the weld line direction 11 shown in FIG.
  • Slag coverage area ratio S RATIO is 15% or less
  • the slag coverage area ratio S RATIO calculated by the following formula (2) using the bead surface area S BEAD of the weld bead surface and the slag surface area S SLAG , which is the area of the region covered with slag in the bead surface area S BEAD , exceeds 15%, rust and corrosion starting from the slag progress over a wide range of the welded part, and the strength of the welded joint may decrease due to a decrease in plate thickness. Therefore, the slag coverage area ratio S RATIO is set to 15% or less.
  • the slag coverage area ratio S RATIO is preferably 14% or less.
  • the slag coverage area ratio S RATIO is more preferably 12% or less.
  • the slag coverage area ratio S RATIO is further preferably 10% or less.
  • the slag coverage area ratio S RATIO is most preferably 8% or less.
  • the lower limit is not particularly limited and may be 0%.
  • S RATIO S SLAG /S BEAD ⁇ 100...(2)
  • S BEAD (mm 2 ) is the bead surface area
  • S SLAG (mm 2 ) is the slag surface area, which is the area of the region covered with slag
  • S RATIO (%) is the slag coverage area ratio.
  • FIG. 5 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 (I p ) and a pulse base current (I b ) are periodically repeated to perform welding.
  • the average welding current I AVE is a value obtained by taking a time average of a welding current that changes periodically as shown in the pulse waveform of FIG. 5.
  • the average welding current I AVE is set to 100A or more.
  • the average welding current I AVE is preferably 120A or more.
  • the average welding current I AVE is more preferably 140A or more.
  • the average welding current I AVE is even more preferably 160A or more.
  • the average welding current I AVE is most preferably 180A or more.
  • the average welding current I AVE is set to 320 A or less.
  • the average welding current I AVE is preferably 300 A or less.
  • the average welding current I AVE is more preferably 270 A or less.
  • the average welding current I AVE is further preferably 260 A or less.
  • the average welding current I AVE is most preferably 250 A or less.
  • Pulse peak current I p is 400A or more and 600A or less When the pulse peak current I p is less than 400A, the heat input becomes too small, and the penetration depth decreases. Therefore, the pulse peak current I p is set to 400A or more.
  • the pulse peak current I p is preferably 450A or more.
  • the pulse peak current I p is more preferably 470A or more.
  • the pulse peak current I p is further preferably 490A or more.
  • the pulse peak current I p is most preferably 500A or more.
  • the pulse peak current I p is greater than 600A, the instantaneous heat input becomes too large, and a burn-through, which is a welding defect, may occur.
  • the pulse peak current I p is set to 600A or less.
  • the pulse peak current I p is preferably 590A or less.
  • the pulse peak current I p is more preferably 580A or less.
  • the pulse peak current Ip is more preferably 570 A or less.
  • the pulse peak current Ip is most preferably 560 A or less.
  • the pulse base current (I b ) is preferably 30 A or more.
  • the pulse base current (I b ) is more preferably 40 A or more.
  • the pulse base current (I b ) is even more preferably 45 A or more.
  • the pulse base current (I b ) is most preferably 50 A or more.
  • the pulse base current (I b ) is preferably 120 A or less. It is more preferable that the pulse base current (I b ) is 110 A or less. The pulse base current (I b ) is even more preferably 100 A or less. It is most preferable that the pulse base current (I b ) is 90 A or less.
  • Pulse peak time Tp is 1.5 ms or more and 3.5 ms or less
  • the pulse peak time Tp is set to 1.5 ms or more.
  • the pulse peak time Tp is preferably set to 1.8 ms or more.
  • the pulse peak time Tp is more preferably set to 2.0 ms or more.
  • the pulse peak time Tp is even more preferably set to 2.1 ms or more.
  • the pulse peak time Tp exceeds 3.5 ms, the heat input becomes too large, and burn-through, which is a welding defect, may occur.
  • the pulse peak time Tp is set to 3.5 ms or less.
  • the pulse peak time Tp is preferably set to 3.2 ms or less.
  • the pulse peak time Tp is more preferably set to 3.0 ms or less.
  • the pulse peak time Tp is even more preferably set to 2.9 ms or less.
  • the pulse peak time Tp is more preferably 2.8 ms or less.
  • the pulse peak current Ip , the pulse base current Ib , the pulse peak time Tp , the rise time Tup from the pulse base current to the pulse peak current, the fall time Tdown from the pulse peak current to the pulse base current, the arc voltage V, and the welding speed W satisfy the following formula (3) (preferable condition): ( 3 ) Ip (A): pulse peak current, Ib (A): pulse base current, Tp (ms): pulse peak time, Tup (ms): rise time, Tdown (ms): fall time, V (V): arc voltage, W (cm/s): welding speed If ( Ip x ( Tp + Tup + Tdown ) - (Ip - Ib ) x ( Tup + Tdown )/2)/( Tp + Tup + Tdown ) x V/W/1000 is less than 5.8 kJ/cm, the heat input at the peak which affects the penetration becomes too small, and the penetration depth 23 decreases.
  • (Ip x (Tp + Tup + Tdown ) - (Ip - Ib ) x ( Tup + Tdown ) / 2) / ( Tp + Tup + Tdown ) x V/W/1000 is preferably 5.8 kJ/cm or more. More preferably, it is 6.5 kJ/cm or more. Even more preferably, it is 7.0 kJ/cm or more. Most preferably, it is 7.5 kJ/cm or more. Furthermore, if it exceeds 14.4 kJ/cm, the heat input becomes too large, and burn-through, which is a welding defect, may occur.
  • (Ip x ( Tp + Tup + Tdown ) - (Ip - Ib ) x ( Tup + Tdown ) / 2) / ( Tp + Tup + Tdown ) x V/W/1000 is preferably 14.4 kJ/cm or less. More preferably, it is 12.8 kJ/cm or less. Even more preferably, it is 11.5 kJ/cm or less. Most preferably, it is 10.2 kJ/cm or less.
  • the Ar gas ratio of the shielding gas is set to 98% by volume or more.
  • the Ar gas ratio of the shielding gas is preferably 99% by volume or more. There is no particular upper limit, and the Ar gas ratio may be 100%.
  • the welding wire 1 used in the present invention is not particularly limited.
  • a solid wire for MAG welding as 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: 0.02-0.3 mass%, Si: 0.01 mass% or more, Mn: 0.5% mass% or more, P: 0.05 mass% or less, and S: 0.05 mass% or less is preferable, and other alloy elements such as Cu, Ni, Cr, and Ti may be contained.
  • Si is preferably 3.0 mass% or less
  • Mn is preferably 5.0 mass% or less.
  • the lower limit of P is not particularly limited, but is preferably 0.0005 mass% or more
  • the lower limit of S is not particularly limited, but is preferably 0.0005 mass% or more.
  • the plating composition of plated steel sheets is not particularly limited, but an example is Zn.
  • the welded steel plates obtained in the above manner were evaluated for slag coverage area ratio, penetration depth, corrosion resistance of the weld, and weld joint strength according to the following test methods.
  • FIG. 6 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. 6 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.
  • the penetration depth d 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. 6) at five arbitrary points of the weld bead 6 as shown in FIG. 4 in an area excluding the bead start and end points 10 (each 15 mm long). However, the five arbitrary points were located at positions 5 mm or more apart from each other.
  • the arbitrary points of the weld bead 6 were cut in the plate thickness direction perpendicular to the weld line, and the penetration depths 23 of each were obtained, and the average value of these was taken as the "penetration depth d (mm)".
  • a value of d/ t2 ( t2 is the plate thickness of the lower plate) of 0.20 to 0.80 was considered to be acceptable.
  • FIG. 7 is a schematic diagram showing the state of the corrosion resistance test in the weld bead.
  • the arc welded joint after the corrosion test was immersed in an immersion stripper to remove the electrocoating, and then the corrosion products were removed in accordance with ISO8407.
  • the weld bead 6 included the bead start and end portions 10 (each 15 mm long)
  • the surface of the area excluding the bead start and end portions 10 was photographed, and the obtained photograph was analyzed to measure the maximum corrosion width H MAX in the corroded area 12 in the direction perpendicular to the weld line direction 11 from the bead toe.
  • the corrosion resistance was evaluated as excellent when the maximum corrosion width H MAX was less than 6.0 mm, and insufficient when the maximum corrosion width H MAX was 6.0 mm or more, and was evaluated as insufficient when the maximum corrosion width H MAX was 6.0 mm or more.
  • a tensile test piece according to JIS Z 2241 was obtained from the welded joint by machining.
  • the tensile test piece was prepared so that the welded part was in the center.
  • a tensile test of the prepared tensile test piece a tensile test was performed at room temperature with a tensile speed of 10 mm/min to obtain the tensile strength of the joint.
  • the value obtained by dividing this value by the tensile strength of the base material (here, simply referred to as the strength ratio) was used as an evaluation parameter of the welded joint strength.
  • the evaluation of the welded joint strength was performed as follows: when the strength ratio was 0.6 or more, it was judged to be more excellent and was marked with " ⁇ ", when it was 0.5 or more and less than 0.6, it was judged to be excellent and was marked with " ⁇ ", and when it was less than 0.5, it was judged that the welded joint strength was insufficient and was marked with " ⁇ ".
  • the S RATIO was 15% or less and the d/ t2 was 0.20 or more and 0.80 or less, and weld joints excellent in corrosion resistance and weld joint strength were obtained.
  • Weld Nos. 1 to 4 and 12 to 14 had an S RATIO of 15% or less and d/ t2 of 0.30 to 0.70, and thus weld joints with superior corrosion resistance and weld joint strength were obtained.
  • the S RATIO was greater than 15%, or d/ t2 was less than 0.20 or greater than 0.80, and good weld joints were not obtained.
  • the evaluation was A when "S RATIO is 15% or less, d/ t2 is 0.30 to 0.70, and the welded joint strength is 'A'"
  • the evaluation was B when "S RATIO is 15% or less, d/ t2 is 0.20 to 0.30, or S RATIO is 15% or less, d/ t2 is more than 0.70 and 0.80 or less, and the welded joint strength is ' ⁇ '”
  • Evaluation F was considered to be a failure, and evaluations A and B were considered to be passes.

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Abstract

本発明は、スラグの付着量が少なく、安定した溶込み深さを有し、溶接継手強度および溶接部の耐食性に優れるアーク溶接継手およびその製造方法を提供することを目的とする。　２枚の鋼板から成る角を接合する重ね隅肉アーク溶接によって製造されるアーク溶接継手であって、前記アーク溶接継手は上板、下板、および前記上板と前記下板を接合する溶接部と、を有しており、上板と下板は所定の板厚であり、前記下板の板厚ｔ２と、溶接部断面における上板と下板の境界から溶接ビードの下面までの距離である溶込み深さｄが所定の式を満足し、かつ、溶接ビード表面のビード表面積ＳＢＥＡＤとスラグで覆われた領域の面積であるスラグ表面積ＳＳＬＡＧとを用いて所定の式で算出されるスラグ被覆面積率ＳＲＡＴＩＯが１５％以下である、アーク溶接継手。

Description

アーク溶接継手およびその製造方法
　本発明は、スラグの付着量が少なく、安定した溶込み深さを有し、溶接継手強度および溶接部の耐食性に優れるアーク溶接継手およびそ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、コスト高のめっき層を有する鋼板の使用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。そのような領域に電着塗装を施しても塗膜の形成が不十分であり、塗膜の密着性が不十分となるので、耐食性が著しく低下し、腐食の発生と進展に起因する板厚の減少を引き起こす。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、溶接ビードや母材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。具体的には、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、スラグの付着量が少なく、安定した溶込み深さを有し、溶接継手強度および溶接部の耐食性に優れるアーク溶接継手およびそ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、さらに安定した溶込み深さを有する溶接継手を安定的に得るためには、溶接部に付着するスラグを低減させ、さらにパルス溶接を用いて周期的な短絡移行を実現することが最も効果的であることを見出した。
　溶接部のスラグ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ることで、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、アークの広がりが大きくなる。その結果、母材への熱流束が低下し、溶接部は浅い溶込み深さとなる。また、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になる。その結果、溶込み深さは不安定となる。そこで、発明者らは、パルス溶接を用いて、陰極点の這い周りを低減し、かつアークのふらつきに影響されにくい周期的な短絡移行を実現し、かつパルス電流波形を用いることでスラグ付着が少なく安定的した溶込みを有し、溶接継手強度および溶接部の耐食性に優れる溶接継手が得られる技術を見出した。
　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］　２枚の鋼板から成る角を接合する重ね隅肉アーク溶接によって製造されるアーク溶接継手であって、
前記アーク溶接継手は上板、下板、および前記上板と前記下板を接合し、前記上板と前記下板に対して溶け込んでいる溶接部とを有しており、
上板の板厚ｔ１および下板の板厚ｔ２がそれぞれ５．０ｍｍ以下で、
前記下板の板厚ｔ２と、前記溶接部の断面における上板と下板の境界から溶接ビードの下面までの距離である溶込み深さｄが下記（１）式を満足し、
かつ、溶接ビード表面のビード表面積ＳＢＥＡＤと前記ビード表面積ＳＢＥＡＤのうちのスラグで覆われた領域の面積であるスラグ表面積ＳＳＬＡＧとを用いて下記（２）式で算出されるスラグ被覆面積率ＳＲＡＴＩＯが１５％以下である、アーク溶接継手。
０．２０≦ｄ／ｔ２≦０．８０　・・・（１）
（１）式中では、ｔ２（ｍｍ）：下板の板厚、ｄ（ｍｍ）：溶込み深さを示す。
ＳＲＡＴＩＯ=ＳＳＬＡＧ　／ＳＢＥＡＤ　×１００　・・・（２）
（２）式中では、ＳＢＥＡＤ（ｍｍ２）：ビード表面積、ＳＳＬＡＧ（ｍｍ２）：スラグで覆われた領域の面積であるスラグ表面積、ＳＲＡＴＩＯ（％）：スラグ被覆面積率を示す。
［２］　前記［１］に記載のアーク溶接継手を製造するアーク溶接継手の製造方法であって、
アーク溶接方法はパルスピーク電流とパルスベース電流を周期的に繰り返すパルス溶接であり、
平均溶接電流ＩＡＶＥが１００Ａ以上３２０Ａ以下であり、
パルスピーク電流Ｉｐが４００Ａ以上６００Ａ以下であり、
パルスピーク時間Ｔｐが１．５ｍｓ以上３．５ｍｓ以下であり、
溶接時のシールドガスとして９８体積％以上であるＡｒガスを使用し、
溶接ワイヤと母材が短絡することで溶滴移行が達成される、アーク溶接継手の製造方法。
［３］　前記パルス溶接において、前記パルスピーク電流Ｉｐ、パルスベース電流Ｉｂ、前記パルスピーク時間Ｔｐ、パルスベース電流からパルスピーク電流までの立ち上がり時間Ｔｕｐ、パルスピーク電流からパルスベース電流までの立ち下がり時間Ｔｄｏｗｎ、アーク電圧Ｖ、溶接速度Ｗが下記（３）式を満足する、［２］に記載のアーク溶接継手の製造方法。 
５．８≦（Ｉｐ×（Ｔｐ＋Ｔｕｐ＋Ｔｄｏｗｎ）－（Ｉｐ－Ｉｂ）×（Ｔｕｐ＋Ｔｄｏｗｎ）／２）／（Ｔｐ＋Ｔｕｐ＋Ｔｄｏｗｎ）×Ｖ／Ｗ／１０００≦１４．４・・・（３）
Ｉｐ（Ａ）：パルスピーク電流、Ｉｂ（Ａ）：パルスベース電流、Ｔｐ（ｍｓ）：パルスピーク時間、Ｔｕｐ（ｍｓ）：立ち上がり時間、Ｔｄｏｗｎ（ｍｓ）：立ち下がり時間、Ｖ（Ｖ）：アーク電圧、Ｗ（ｃｍ／ｓ）：溶接速度
　本発明によれば、安定的した溶込みを有することで優れた溶接継手強度を確保し、さらにはスラグ生成を抑制することで溶接部の耐食性に優れた溶接継手を得ることができる。しかも、従来の炭酸ガス溶接または不活性ガスと活性ガスの混合ガスを使用する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上記の効果を得ることができる。
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。 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。 溶接部断面において溶込み深さおよびのど厚を説明する概略図である。 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。 溶接ビードにおける耐食性試験の様子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は、本発明の実施形態の一例を示す、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。この例では、代表として２枚の鋼板から成る角を接合する重ね継手の隅肉アーク溶接を示しているが、本発明では、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の中にコンタクトチップが装着され、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っている。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５Ｂ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５Ｂおよび母材３が溶融し形成される溶融池（図１では図示せず）を外気から遮断する役割を持つ。アーク５Ｂ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（母材３）の接合が達成される。
　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。これに対し、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、母材への入熱が安定して得られず、溶込み深さが過小であったり、溶込み深さのばらつきが大きい溶接継手が得られる。また、溶接が不安定化することにより、溶融池への酸化性ガスの侵入を遮断するＡｒシールドガスのシールド性が低下し、スラグの生成が増加する場合がある。
　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込み不足ならびに溶込みの不安定化、スラグ生成の増加の主たる原因は、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と、図２（ｂ）のように溶接ワイヤ１先端に大きな溶滴７が生成し、それが落下または短絡により溶融池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。さらに、更なる溶接実験を重ねた結果、パルス電流波形のパルスピーク電流ならびにパルスピーク時間を限定することで、図４に示すような溶接部断面の溶込み深さを所定の値に制御することができ、所定の溶接継手強度が得られることを知見した。
　図４に溶接部断面において溶込み深さおよびのど厚を説明する概略図を示す。アーク溶接継手は、上板２０、下板２１、および上板２０と下板２１を接合し、前記上板２０と前記下板２１に対して溶け込んでいる溶接ビード６とを有しており、溶込み深さ２３とは溶接部断面における上板２０と下板２１の境界２４から溶接ビード６の下面までの距離のことを指す。下板の板厚ｔ２は符号２２である。
　下板の板厚ｔ２と溶込み深さｄが式（１）を満足
０．２０　≦ｄ／ｔ２≦　０．８０・・・（１）
（１）式中では、ｔ２（ｍｍ）：下板の板厚、ｄ（ｍｍ）：溶込み深さを示す。
　ｄ／ｔ２が０．２０未満では、溶接部の溶込み不良が発生し、溶接継手強度が低下する。そのため、ｄ／ｔ２は０．２０以上とする。ｄ／ｔ２は好ましくは０．２５以上である。ｄ／ｔ２はより好ましくは０．３０以上である。ｄ／ｔ２はさらに好ましくは０．３２以上である。もっとも好ましくは０．３５以上である。一方、ｄ／ｔ２が０．８０を超える場合では、溶接時の入熱過多によって溶接熱影響部の領域が大きくなり、溶接継手強度の低下を引き起こす。また、溶接変形が大きくなることによっても所定の溶接継手強度が得られない場合がある。このため、ｄ／ｔ２は０．８０以下とする。ｄ／ｔ２は好ましくは０．７５以下である。ｄ／ｔ２はより好ましくは０．７０以下である。ｄ／ｔ２はさらに好ましくは０．６８以下である。ｄ／ｔ２はもっとも好ましくは０．６５以下である。
　上板の板厚ｔ１および下板の板厚ｔ２が５．０ｍｍ以下
　上板の板厚ｔ１および下板の板厚ｔ２が５．０ｍｍより大きい場合、入熱の拡散によって溶込みが過小となり、また図４に示すのど厚２５が小さくなり、外荷重を受け持つ断面積（のど厚×溶接長）が過小となるため、溶接継手強度の低下に繋がる。そのため、上板の板厚ｔ１および下板の板厚ｔ２が５．０ｍｍ以下とする。上板の板厚ｔ１および下板の板厚ｔ２が４．８ｍｍ以下とすることが好ましい。４．５ｍｍ以下とすることがより好ましい。４．２ｍｍ以下とすることがさらに好ましい。４．０ｍｍ以下とすることがもっとも好ましい。下限については特に限定されるわけではないが、上板の板厚ｔ１および下板の板厚ｔ２は０．５ｍｍ以上とすることが好ましい。０．８ｍｍ以上とすることがより好ましい。１．０ｍｍ以上とすることがさらに好ましい。１．２ｍｍ以上とすることがもっとも好ましい。なお、溶接長とは図６で示す溶接ビード６の溶接線方向１１の長さを指している。
　スラグ被覆面積率ＳＲＡＴＩＯが１５％以下
　溶接ビード表面のビード表面積ＳＢＥＡＤと前記ビード表面積ＳＢＥＡＤのうちのスラグで覆われた領域の面積であるスラグ表面積ＳＳＬＡＧとを用いて下記（２）式で算出される、スラグ被覆面積率ＳＲＡＴＩＯが１５％を超える場合、溶接部の広い範囲でスラグを起点とした錆発生ならびに腐食が進行し、板厚減少による溶接継手強度の低下が生じ得る。そのため、スラグ被覆面積率ＳＲＡＴＩＯは１５％以下とする。スラグ被覆面積率ＳＲＡＴＩＯは好ましくは、１４％以下である。スラグ被覆面積率ＳＲＡＴＩＯは、より好ましくは１２％以下である。スラグ被覆面積率ＳＲＡＴＩＯはさらに好ましくは、１０％以下である。スラグ被覆面積率ＳＲＡＴＩＯは、もっとも好ましくは８％以下である。下限は特に限定されるわけではなく、０％であってもよい。
ＳＲＡＴＩＯ=ＳＳＬＡＧ　／ＳＢＥＡＤ　×１００　・・・（２）
（２）式中では、ＳＢＥＡＤ（ｍｍ２）：ビード表面積、ＳＳＬＡＧ（ｍｍ２）：スラグで覆われた領域の面積であるスラグ表面積、ＳＲＡＴＩＯ（％）：スラグ被覆面積率を示す。
　次にアーク溶接継手の製造方法について説明する。
　平均溶接電流ＩＡＶＥが１００Ａ以上３２０Ａ以下でパルス溶接
　図５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。平均溶接電流ＩＡＶＥとは図５のパルス波形で示すように周期的に変化する溶接電流の時間平均をとった値である。平均溶接電流ＩＡＶＥが１００Ａ未満となるパルス溶接では、ＭＩＧアークの不安定化を抑制できず、所定の溶込み深さが得られない。そのため、平均溶接電流ＩＡＶＥは１００Ａ以上とする。平均溶接電流ＩＡＶＥは好ましくは、１２０Ａ以上である。平均溶接電流ＩＡＶＥはより好ましくは、１４０Ａ以上である。平均溶接電流ＩＡＶＥはさらに好ましくは、１６０Ａ以上である。平均溶接電流ＩＡＶＥはもっとも好ましくは、１８０Ａ以上である。平均溶接電流ＩＡＶＥが３２０Ａを超えるパルス溶接では、入熱量が過大となることで溶接欠陥である溶落ちが発生する場合がある。そのため、平均溶接電流ＩＡＶＥは３２０Ａ以下とする。平均溶接電流ＩＡＶＥは好ましくは、３００Ａ以下である。平均溶接電流ＩＡＶＥはより好ましくは、２７０Ａ以下である。平均溶接電流ＩＡＶＥはさらに好ましくは、２６０Ａ以下である。平均溶接電流ＩＡＶＥはもっとも好ましくは、２５０Ａ以下である。
　パルスピーク電流Ｉｐが４００Ａ以上６００Ａ以下
　パルスピーク電流Ｉｐが４００Ａ未満では、入熱量が過小となることで、溶込み深さが低下する。そのため、パルスピーク電流Ｉｐは４００Ａ以上とする。パルスピーク電流Ｉｐは好ましくは４５０Ａ以上である。パルスピーク電流Ｉｐはより好ましくは４７０Ａ以上である。パルスピーク電流Ｉｐはさらに好ましくは４９０Ａ以上である。パルスピーク電流Ｉｐはもっとも好ましくは５００Ａ以上である。また、パルスピーク電流Ｉｐが６００Ａより大きい場合では、瞬間的な入熱量が過大となることで溶接欠陥である溶落ちが発生する場合がある。溶接欠陥である溶落ちが発生するということは、母材が正常に接合されておらず、所定のアーク溶接継手を得ることができないことを指す。このため、パルスピーク電流Ｉｐは６００Ａ以下とする。パルスピーク電流Ｉｐは好ましくは５９０Ａ以下である。パルスピーク電流Ｉｐはより好ましくは５８０Ａ以下である。パルスピーク電流Ｉｐはさらに好ましくは５７０Ａ以下である。パルスピーク電流Ｉｐはもっとも好ましくは５６０Ａ以下である。
　なお、パルスベース電流（Ｉｂ）は過小であると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４０Ａ以上である。パルスベース電流（Ｉｂ）はさらに好ましくは４５Ａ以上である。パルスベース電流（Ｉｂ）はもっとも好ましくは５０Ａ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１１０Ａ以下とすることがより好ましい。パルスベース電流（Ｉｂ）はさらに好ましくは１００Ａ以下である。パルスベース電流（Ｉｂ）は９０Ａ以下とすることがもっとも好ましい。
　パルスピーク時間Ｔｐが１．５ｍｓ以上３．５ｍｓ以下
　パルスピーク時間Ｔｐが１．５ｍｓ未満では、パルスピーク電流と同様に入熱量が過小となることで、溶込み深さが低下する。そのため、パルスピーク時間Ｔｐは１．５ｍｓ以上とする。パルスピーク時間Ｔｐは、好ましくは１．８ｍｓ以上とする。パルスピーク時間Ｔｐはより好ましくは２．０ｍｓ以上である。パルスピーク時間Ｔｐは、さらに好ましくは２．１ｍｓ以上とする。また、パルスピーク時間Ｔｐが３．５ｍｓを超える場合では、入熱量が過大となることで溶接欠陥である溶落ちが発生する場合がある。このため、パルスピーク時間Ｔｐは３．５ｍｓ以下とする。パルスピーク時間Ｔｐは、好ましくは３．２ｍｓ以下とする。パルスピーク時間Ｔｐはより好ましくは３．０ｍｓ以下である。パルスピーク時間Ｔｐは、さらに好ましくは２．９ｍｓ以下とする。パルスピーク時間Ｔｐは、より好ましくは２．８ｍｓ以下とする。
　パルスピーク電流Ｉｐとパルスベース電流Ｉｂ、パルスピーク時間Ｔｐ、パルスベース電流からパルスピーク電流までの立ち上がり時間Ｔｕｐ、パルスピーク電流からパルスベース電流までの立ち下がり時間Ｔｄｏｗｎ、アーク電圧Ｖ、溶接速度Ｗが下記（３）式を満足（好適条件）
５．８　≦（Ｉｐ×（Ｔｐ＋Ｔｕｐ＋Ｔｄｏｗｎ）－（Ｉｐ－Ｉｂ）×（Ｔｕｐ＋Ｔｄｏｗｎ）／２）／（Ｔｐ＋Ｔｕｐ＋Ｔｄｏｗｎ）×Ｖ／Ｗ／１０００　≦　１４．４　・・・（３）
Ｉｐ（Ａ）：パルスピーク電流、Ｉｂ（Ａ）：パルスベース電流、Ｔｐ（ｍｓ）：パルスピーク時間、Ｔｕｐ（ｍｓ）：立ち上がり時間、Ｔｄｏｗｎ（ｍｓ）：立ち下がり時間、Ｖ（Ｖ）：アーク電圧、Ｗ（ｃｍ／ｓ）：溶接速度
　（Ｉｐ×（Ｔｐ＋Ｔｕｐ＋Ｔｄｏｗｎ）－（Ｉｐ－Ｉｂ）×（Ｔｕｐ＋Ｔｄｏｗｎ）／２）／（Ｔｐ＋Ｔｕｐ＋Ｔｄｏｗｎ）×Ｖ／Ｗ／１０００が５．８ｋＪ／ｃｍ未満の場合、溶込みに影響を及ぼすピーク時の入熱量が過小となり、溶込み深さ２３が低下する。そのため、（Ｉｐ×（Ｔｐ＋Ｔｕｐ＋Ｔｄｏｗｎ）－（Ｉｐ－Ｉｂ）×（Ｔｕｐ＋Ｔｄｏｗｎ）／２）／（Ｔｐ＋Ｔｕｐ＋Ｔｄｏｗｎ）×Ｖ／Ｗ／１０００は５．８ｋＪ／ｃｍ以上とすることが好ましい。より好ましくは６．５ｋＪ／ｃｍ以上である。さらに好ましくは７．０ｋＪ／ｃｍ以上である。もっとも好ましくは７．５ｋＪ／ｃｍ以上である。また、１４．４ｋＪ／ｃｍを超える場合では、入熱量が過大となることで溶接欠陥である溶落ちが発生する場合がある。このため、（Ｉｐ×（Ｔｐ＋Ｔｕｐ＋Ｔｄｏｗｎ）－（Ｉｐ－Ｉｂ）×（Ｔｕｐ＋Ｔｄｏｗｎ）／２）／（Ｔｐ＋Ｔｕｐ＋Ｔｄｏｗｎ）×Ｖ／Ｗ／１０００は１４．４ｋＪ／ｃｍ以下とすることが好ましい。より好ましくは１２．８ｋＪ／ｃｍ以下である。さらに好ましくは１１．５ｋＪ／ｃｍ以下である。もっとも好ましくは１０．２ｋＪ／ｃｍ以下である。
　シールドガスとして９８体積％以上であるＡｒガスを使用
　シールドガスのＡｒガス比率が９８体積％未満である場合、シールドガス中の酸化性ガスと溶融金属に含まれる合金元素との化学反応が促進され、耐食性低下の原因となるスラグの生成量が増加する。そのため、シールドガスのＡｒガス比率は９８体積％以上とする。シールドガスのＡｒガス比率は好ましくは９９体積％以上である。上限は特に限定されるわけではなく、Ａｒガス比率は１００％であってもよい。
　本発明で使用する溶接ワイヤ１は特に限定しない。例えば、ＪＩＳ　Ｚ　３３１２　に記載されているＭＡＧ溶接用のソリッドワイヤなど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：０．０２～０．３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。
　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（２枚の鋼板は同板厚）を用いて重ね、例えば図１に示す方法にて隅肉溶接を行なった。なお、表１に示す以外の鋼板の成分として、ＦｅならびにＣｕ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｔｉ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。溶接ワイヤにはＪＩＳ　Ｚ　３３１２　に記載されているＭＡＧ溶接用のソリッドワイヤを用いた。
　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、スラグ被覆面積率、溶込み深さ、溶接部の耐食性、溶接継手強度を評価した。
　（スラグ被覆面積率）
　図６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６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１５％以下を合格とした。
　（溶込み深さ）
　溶込み深さｄ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４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６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、各々の溶込み深さ２３を求め、それらの平均値を「溶込み深さｄ（ｍｍ）」とした。ｄ／ｔ２（ｔ２は下板の板厚）が０．２０以上０．８０以下を合格とした。
　（耐食性評価結果）
　図７は溶接ビードにおける耐食性試験の様子を示す概略図である。まず、腐食試験後のアーク溶接継手を浸漬用剥離剤に浸漬して電着塗装を剥離した後、ＩＳＯ８４０７に準拠して腐食生成物を除去した。次いで、溶接ビード６のビード始終端部１０（各々長さ１５ｍｍ）を含む場合は、ビード始終端部１０を除いた領域の表面を撮影し、得られた写真を解析して腐食領域１２においてビード止端部から溶接線方向１１に垂直な方向への最大腐食幅ＨＭＡＸを測定した。溶接ビード６の長さが１３０ｍｍ未満であった場合は、ビード始終端部１０を除く全長の表面を撮影した。溶接ビード６の長さが１３０ｍｍ以上であった場合は、ビード始終端部１０を除いて任意の部位（長さ１００ｍｍ）の表面を撮影した。耐食性の評価は、最大腐食幅ＨＭＡＸが６．０ｍｍ未満の場合を優れていると判断して「○」とし、６．０ｍｍ以上の場合を耐食性が不足していると判断して「×」とした。
　（溶接継手強度の評価結果）
　まず、機械加工により、溶接継手からＪＩＳ　Ｚ　２２４１に記載の引張試験片を得た。なお、引張試験片は溶接部が中央になるように作製した。作製した引張試験片の引張試験として、室温にて、引張速度１０ｍｍ／ｍｉｎの引張試験を実施し、継手引張強度を取得した。この値を母材の引張強度で除した値（ここでは、単に強度比という）を溶接継手強度の評価パラメータとした。溶接継手強度の評価は、強度比が０．６以上の場合をより優れると判断して「◎」とし、０．５以上０．６未満の場合を優れると判断して「〇」とし、０．５未満の場合を溶接継手強度が不足していると判断して「×」とした。
　表２から明らかなように、発明例として示す溶接Ｎｏ．１～６、１２～１７は、ＳＲＡＴＩＯが１５％以下かつｄ／ｔ２が０．２０以上０．８０以下であり、耐食性ならびに溶接継手強度に優れた溶接継手が得られた。
　これら発明例のうちの溶接Ｎｏ．１～４、１２～１４は、ＳＲＡＴＩＯが１５％以下かつｄ／ｔ２が０．３０以上０．７０以下であり、より耐食性ならびに溶接継手強度に優れた溶接継手が得られた。
　これに対して、比較例である溶接Ｎｏ．７～１１はＳＲＡＴＩＯが１５％より大きい、またはｄ／ｔ２が０．２０未満もしくは０．８０より大きく、良好な溶接継手が得られなかった。
　なお、表２では、「ＳＲＡＴＩＯが１５％以下かつｄ／ｔ２が０．３０以上０．７０以下かつ溶接継手強度が『◎』」の場合に評価Ａとし、「ＳＲＡＴＩＯが１５％以下かつｄ／ｔ２が０．２０以上０．３０未満もしくはＳＲＡＴＩＯが１５％以下かつｄ／ｔ２が０．７０より大きく０．８０以下かつ溶接継手強度が『〇』」の場合に評価Ｂとし、「ＳＲＡＴＩＯが１５％より大きい、またはｄ／ｔ２が０．２０未満もしくは０．８０より大きい、または溶接継手強度が『×』」の場合に評価Ｆとした。評価Ｆは不合格とし、評価Ａ、Ｂを合格とした。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　　１　溶接ワイヤ
　　２　溶接トーチ
　　３　母材
　　５Ｂ　アーク
　　６　溶接ビード
　　７　溶滴
　　８　溶融池
　　１０　ビード始終端部
　　１１　溶接線方向
　　１２　腐食領域
　　２０　上板
　　２１　下板
　　２２　下板の板厚
　　２３　溶込み深さ
　　２４　溶接部断面における上板と下板の境界
　　２５　のど厚
　　Ｔｕｐ　立ち上がり時間
　　Ｔｐ　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
　　ＨＭＡＸ　最大腐食幅
 

 

Claims (3)

  1. 　２枚の鋼板から成る角を接合する重ね隅肉アーク溶接によって製造されるアーク溶接継手であって、
    前記アーク溶接継手は上板、下板、および前記上板と前記下板を接合し、前記上板と前記下板に対して溶け込んでいる溶接部とを有しており、
    上板の板厚ｔ１および下板の板厚ｔ２がそれぞれ５．０ｍｍ以下で、
    前記下板の板厚ｔ２と、前記溶接部の断面における上板と下板の境界から溶接ビードの下面までの距離である溶込み深さｄが下記（１）式を満足し、
    かつ、溶接ビード表面のビード表面積ＳＢＥＡＤと前記ビード表面積ＳＢＥＡＤのうちのスラグで覆われた領域の面積であるスラグ表面積ＳＳＬＡＧとを用いて下記（２）式で算出されるスラグ被覆面積率ＳＲＡＴＩＯが１５％以下である、アーク溶接継手。
    ０．２０≦ｄ／ｔ２≦０．８０　・・・（１）
    （１）式中では、ｔ２（ｍｍ）：下板の板厚、ｄ（ｍｍ）：溶込み深さを示す。
    ＳＲＡＴＩＯ=ＳＳＬＡＧ　／ＳＢＥＡＤ　×１００　・・・（２）
    （２）式中では、ＳＢＥＡＤ（ｍｍ２）：ビード表面積、ＳＳＬＡＧ（ｍｍ２）：スラグで覆われた領域の面積であるスラグ表面積、ＳＲＡＴＩＯ（％）：スラグ被覆面積率を示す。
  2. 　請求項１に記載のアーク溶接継手を製造するアーク溶接継手の製造方法であって、
    アーク溶接方法はパルスピーク電流とパルスベース電流を周期的に繰り返すパルス溶接であり、
    平均溶接電流ＩＡＶＥが１００Ａ以上３２０Ａ以下であり、
    パルスピーク電流Ｉｐが４００Ａ以上６００Ａ以下であり、
    パルスピーク時間Ｔｐが１．５ｍｓ以上３．５ｍｓ以下であり、
    溶接時のシールドガスとして９８体積％以上であるＡｒガスを使用し、
    溶接ワイヤと母材が短絡することで溶滴移行が達成される、アーク溶接継手の製造方法。
  3. 　前記パルス溶接において、前記パルスピーク電流Ｉｐ、パルスベース電流Ｉｂ、前記パルスピーク時間Ｔｐ、パルスベース電流からパルスピーク電流までの立ち上がり時間Ｔｕｐ、パルスピーク電流からパルスベース電流までの立ち下がり時間Ｔｄｏｗｎ、アーク電圧Ｖ、溶接速度Ｗが下記（３）式を満足する、請求項２に記載のアーク溶接継手の製造方法。
    ５．８≦（Ｉｐ×（Ｔｐ＋Ｔｕｐ＋Ｔｄｏｗｎ）－（Ｉｐ－Ｉｂ）×（Ｔｕｐ＋Ｔｄｏｗｎ）／２）／（Ｔｐ＋Ｔｕｐ＋Ｔｄｏｗｎ）×Ｖ／Ｗ／１０００≦１４．４・・・（３）
    Ｉｐ（Ａ）：パルスピーク電流、Ｉｂ（Ａ）：パルスベース電流、Ｔｐ（ｍｓ）：パルスピーク時間、Ｔｕｐ（ｍｓ）：立ち上がり時間、Ｔｄｏｗｎ（ｍｓ）：立ち下がり時間、Ｖ（Ｖ）：アーク電圧、Ｗ（ｃｍ／ｓ）：溶接速度

     
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* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH0833997A (ja) 1994-07-21 1996-02-06 Sumitomo Metal Ind Ltd 溶接部およびその近傍の塗装後耐食性を高めるガスシールドメタルアーク溶接方法
JPH0920994A (ja) 1995-07-03 1997-01-21 Sumitomo Metal Ind Ltd アーク溶接部及びその近傍の塗装後耐食性改善方法
JP5549615B2 (ja) 2011-02-04 2014-07-16 Ｊｆｅスチール株式会社 鋼製部材の化成処理方法、電着塗装を施した鋼製塗装部材の製造方法、および鋼製塗装部材
JP2017164798A (ja) * 2016-03-17 2017-09-21 Ｊｆｅスチール株式会社 ガスシールドアーク溶接方法及び溶接構造部品
WO2021210335A1 (ja) * 2020-04-15 2021-10-21 Ｊｆｅスチール株式会社 アーク溶接継手およびアーク溶接方法

Patent Citations (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH0833997A (ja) 1994-07-21 1996-02-06 Sumitomo Metal Ind Ltd 溶接部およびその近傍の塗装後耐食性を高めるガスシールドメタルアーク溶接方法
JPH0920994A (ja) 1995-07-03 1997-01-21 Sumitomo Metal Ind Ltd アーク溶接部及びその近傍の塗装後耐食性改善方法
JP5549615B2 (ja) 2011-02-04 2014-07-16 Ｊｆｅスチール株式会社 鋼製部材の化成処理方法、電着塗装を施した鋼製塗装部材の製造方法、および鋼製塗装部材
JP2017164798A (ja) * 2016-03-17 2017-09-21 Ｊｆｅスチール株式会社 ガスシールドアーク溶接方法及び溶接構造部品
WO2021210335A1 (ja) * 2020-04-15 2021-10-21 Ｊｆｅスチール株式会社 アーク溶接継手およびアーク溶接方法

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* Cited by examiner, † Cited by third party
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