JP6885112B2 - Manufacturing method of lap fillet welded joint and lap fillet welded joint - Google Patents
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Description
本発明は、重ねすみ肉溶接継手及び重ねすみ肉溶接継手の製造方法に関する。 The present invention relates to a lap fillet welded joint and a method for manufacturing a lap fillet welded joint.
アーム、サブフレーム、ビームといった自動車の足回り部材には、板厚２〜３ｍｍ程度の非めっきの熱延薄鋼板から製作される部材がある。鋼板から製作されるこれらの部材は、鋼板を所定の形状にプレス成形して部品とし、部品同士をアーク溶接（ＭＡＧ溶接）にて接合することで製作される。溶接継手の形式は重ねすみ肉継手が大半である。アーク溶接による溶接長は、部材に必要な静的強度、疲労強度、剛性などを満たすために、１０ｍｍ程度から１００ｍｍを超える長さまで、必要に応じて適宜設定されるが、上記足回り部材の主部材に溶接されるブラケットなどの溶接長は、比較的短いことが多い。また、円周溶接などを除き、これらの溶接部には溶接開始端と溶接終了端とが存在する。 The undercarriage members of automobiles such as arms, subframes, and beams include members made of unplated hot-rolled thin steel plates having a plate thickness of about 2 to 3 mm. These members manufactured from steel plates are manufactured by press-molding steel plates into a predetermined shape to form parts and joining the parts by arc welding (MAG welding). Most types of welded joints are lap fillet joints. The welding length by arc welding is appropriately set from about 10 mm to a length exceeding 100 mm in order to satisfy the static strength, fatigue strength, rigidity, etc. required for the member. The welding length of brackets and the like to be welded to a member is often relatively short. Further, except for circumferential welding, these welded portions have a welding start end and a welding end end.
溶接開始端は、溶接金属が盛り上がる形状となりやすく、比較的なだらかな形状である溶接終了端に比べて応力が集中しやすい。そのため、溶接開始端を構造上の応力集中部に配置しないなどの配慮がなされる場合がある。また、部材の疲労強度向上のため、溶接止端部をなだらかにして応力集中を低減する技術が多数提案されている。 The welding start end tends to have a shape in which the weld metal rises, and stress tends to concentrate more easily than the welding end end, which has a relatively gentle shape. Therefore, consideration may be given such as not arranging the welding start end in the structural stress concentration portion. Further, in order to improve the fatigue strength of the member, many techniques have been proposed for smoothing the weld toe to reduce stress concentration.
特許文献１には、鋼板成分及び溶接ビード止端部の形状を適切に制御することによって、重ねすみ肉アーク溶接継手の疲労強度を向上させたことが記載されている。
特許文献２には、鋼板にＳｉを添加することで溶接ビード形状を平坦化させ、更に、溶接時のシールドガスに含まれる酸化性ガス量を制限することで、溶接継手の疲労強度を高めたことが記載されている。
特許文献３には、鋼板の引張強度、炭素当量、溶接金属の炭素当量を所定の範囲とし、かつ、溶接部の脚長、のど厚、鋼板板厚、溶接金属の硬度を規定することで、アーク溶接重ね継手構造物の信頼性を高めたことが記載されている。
特許文献４には、高張力鋼板を重ね隅肉溶接するに際し、溶接金属の成分が所定の範囲を満たすように溶接ワイヤ及び溶接条件を設定することで、溶接ビード止端部の曲率半径を小さくして疲労特性を改善したガスシールドアーク溶接方法が記載されている。
Patent Document 1 describes that the fatigue strength of a lap fillet arc welded joint is improved by appropriately controlling the steel plate component and the shape of the weld bead toe.
In
Patent Document 3 defines the tensile strength of the steel plate, the carbon equivalent, and the carbon equivalent of the weld metal within a predetermined range, and specifies the leg length, throat thickness, steel plate plate thickness, and hardness of the weld metal of the welded portion. It is stated that the reliability of the welded lap joint structure has been improved.
In Patent Document 4, the radius of curvature of the toe of the weld bead is reduced by setting the welding wire and welding conditions so that the components of the weld metal satisfy a predetermined range when laminating and fillet welding high-strength steel plates. A gas shielded arc welding method with improved fatigue characteristics is described.
特許文献１〜４では、溶接ビードの止端部形状の改善について検討されている。しかしながら、溶接開始端以降、溶接ビード形状が定常状態に移行するまでの範囲の溶接ビード形状については何ら検討されていない。 In Patent Documents 1 to 4, improvement of the shape of the toe of the weld bead is studied. However, no study has been made on the weld bead shape in the range from the welding start end to the transition of the weld bead shape to the steady state.
また、例えば自動車分野においては、溶接速度の向上が部材の製作時間短縮につながりコスト削減に寄与するため、溶接速度の向上技術も多数検討されている。しかし、溶接開始端以降、溶接ビード形状が定常状態に移行するまでの範囲の溶接ビード形状について検討された例はない。 Further, for example, in the field of automobiles, since improvement of welding speed leads to shortening of manufacturing time of members and contributes to cost reduction, many techniques for improving welding speed are being studied. However, there has been no study on the weld bead shape in the range from the welding start end to the transition of the weld bead shape to the steady state.
重ねすみ肉溶接において、溶接速度を増加させると、溶接開始端の後方（溶接開始端から溶接ビード幅の２〜１０倍の範囲）の溶接ビード幅が局部的に狭くなって細くくびれ、更にはピットが生じたり、アンダーカットが深く形成される場合がある。特にくびれは、のど厚や有効板厚の減少を招き、溶接継手の静的強度や疲労強度の低下を引き起こす問題がある。溶接速度が低いままだと、継手の生産性が低下する問題がある。 In lap fillet welding, when the welding speed is increased, the welding bead width behind the welding start end (range of 2 to 10 times the welding bead width from the welding start end) becomes locally narrowed and narrowed, and further. Pits may occur and undercuts may be formed deeply. In particular, the constriction causes a decrease in the throat thickness and the effective plate thickness, and has a problem of causing a decrease in the static strength and fatigue strength of the welded joint. If the welding speed remains low, there is a problem that the productivity of the joint is lowered.
本発明は上記事情に鑑みてなされたものであって、溶接開始端より後方の溶接ビードのくびれを抑制して疲労強度及び静的強度を向上させ、かつ、外観が良好な重ねすみ肉溶接継手及び重ねすみ肉溶接継手の製造方法を提供することを課題とする。 The present invention has been made in view of the above circumstances, and is a lap fillet welded joint which suppresses the constriction of the weld bead behind the welding start end to improve fatigue strength and static strength and has a good appearance. An object of the present invention is to provide a method for manufacturing a lap fillet welded joint.
［１］ ２枚の鋼板が重ねられ、一方の鋼板の端面と他方の鋼板の表面との間に、すみ肉溶接部が形成されてなる鋼板の重ねすみ肉溶接継手であって、
前記鋼板の化学成分が、質量％で、
Ｃ：０．０４〜０．０８％、
Ｓｉ：０．０１〜０．１％、
Ｍｎ：１．０〜２．０％未満、
Ｐ：０．０３％未満、
Ｓ：０．００５％未満、
Ａｌ：０．２０〜０．８０％（但し、０．３０％以下を除く）、
Ｔｉ：０〜０．１５％未満、
Ｎｂ：０〜０．０５％未満
を含有し、残部が鉄及び不純物からなり、
前記すみ肉溶接部のうち、溶接開始端から下記（１）式で規定される距離Ｘまでの範囲の溶接初期部における、前記他方の鋼板側のアンダーカット部の最大深さｄが前記他方の鋼板の板厚の５．０％未満であり、前記溶接初期部が下記（２）〜（４）式に規定される寸法形状を有し、かつ前記溶接初期部にピットが存在しない、重ねすみ肉溶接継手。
２Ｗａ≦Ｘ≦１０Ｗａ … （１）
Ｗｂ≧０．９Ｗａ … （２）
Ｗｃ≦０．１５Ｗｂ … （３）
Ｗｈ≧０．０５Ｗｂ … （４）
上記（１）〜（４)式において、Ｗａは、前記すみ肉溶接部の溶接終了端側の定常部における溶融幅の平均値（ｍｍ）であり、Ｗｂは、前記溶接初期部の溶融幅の最小値（ｍｍ）であり、Ｗｃは、前記溶接初期部におけるアンダーカット部の最大幅（ｍｍ）であり、Ｗｈは前記溶接初期部の余盛りの最小高さ（ｍｍ）である。
［２］ ２枚の鋼板が重ねられ、一方の鋼板の端面と他方の鋼板の表面との間に、すみ肉溶接部が形成されてなる鋼板の重ねすみ肉溶接継手であって、
前記鋼板の化学成分が、質量％で、
Ｃ：０．０４〜０．０８％、
Ｓｉ：０．０１〜０．１％、
Ｍｎ：１．０〜２．０％未満、
Ｐ：０．０３％未満、
Ｓ：０．００５％未満、
Ａｌ：０．２０〜０．８０％（但し、０．３０％以下及び０．３１０％を除く）、
Ｔｉ：０〜０．１５％未満、
Ｎｂ：０〜０．０５％未満
を含有し、残部が鉄及び不純物からなり、
前記すみ肉溶接部のうち、溶接開始端から下記（１）式で規定される距離Ｘまでの範囲の溶接初期部における、前記他方の鋼板側のアンダーカット部の最大深さｄが前記他方の鋼板の板厚の５．０％未満であり、前記溶接初期部が下記（２）〜（４）式に規定される寸法形状を有し、かつ前記溶接初期部にピットが存在しない、重ねすみ肉溶接継手。
２Ｗａ≦Ｘ≦１０Ｗａ … （１）
Ｗｂ≧０．９Ｗａ … （２）
Ｗｃ≦０．１５Ｗｂ … （３）
Ｗｈ≧０．０５Ｗｂ … （４）
上記（１）〜（４)式において、Ｗａは、前記すみ肉溶接部の溶接終了端側の定常部における溶融幅の平均値（ｍｍ）であり、Ｗｂは、前記溶接初期部の溶融幅の最小値（ｍｍ）であり、Ｗｃは、前記溶接初期部におけるアンダーカット部の最大幅（ｍｍ）であり、Ｗｈは前記溶接初期部の余盛りの最小高さ（ｍｍ）である。
［３］ 前記一方及び他方の鋼板の板厚が、２．０〜３．５ｍｍの範囲である［１］または［２］に記載の重ねすみ肉溶接継手。
［４］ 前記一方及び他方の鋼板の引張強度が、７８０ＭＰａ未満である［１］乃至［３］の何れか一項に記載の重ねすみ肉溶接継手。
［５］ ２枚の鋼板を重ね、一方の鋼板の端面と他方の鋼板の表面との間に、すみ肉溶接部を形成する鋼板の重ねすみ肉溶接継手の製造方法であって、
前記鋼板の化学成分が、質量％で、
Ｃ：０．０４〜０．０８％、
Ｓｉ：０．０１〜０．１％、
Ｍｎ：１．０〜２．０％未満、
Ｐ：０．０３％未満、
Ｓ：０．００５％未満、
Ａｌ：０．２０〜０．８０％、
Ｔｉ：０〜０．１５％未満、
Ｎｂ：０〜０．０５％未満
を含有し、残部が鉄及び不純物からなり、
溶接速度１２０〜１８０ｃｍ／分のアーク溶接によって前記すみ肉溶接部を形成することにより、
前記すみ肉溶接部のうち、溶接開始端から下記（１）式で規定される距離Ｘまでの範囲の溶接初期部における、前記他方の鋼板側のアンダーカット部の最大深さｄが前記他方の鋼板の板厚の５．０％未満であり、前記溶接初期部が下記（２）〜（４）式に規定される寸法形状を有し、かつ前記溶接初期部にピットが存在しないものとする、重ねすみ肉溶接継手の製造方法。
２Ｗａ≦Ｘ≦１０Ｗａ … （１）
Ｗｂ≧０．９Ｗａ … （２）
Ｗｃ≦０．１５Ｗｂ … （３）
Ｗｈ≧０．０５Ｗｂ … （４）
上記（１）〜（４)式において、Ｗａは、前記すみ肉溶接部の溶接終了端側の定常部における溶融幅の平均値（ｍｍ）であり、Ｗｂは、前記溶接初期部の溶融幅の最小値（ｍｍ）であり、Ｗｃは、前記溶接初期部におけるアンダーカット部の最大幅（ｍｍ）であり、Ｗｈは前記溶接初期部の余盛りの最小高さ（ｍｍ）である。
［６］ シールドガスとして、ＣＯ２またはＯ２の一方又は両方とＡｒとの混合ガスであって、ＣＯ２またはＯ２の一方又は両方を体積％で３〜２５体積％含むガスを用いる、［５］に記載の重ねすみ肉溶接継手の製造方法。
［７］ 溶接線方向を水平とし、溶接線方向に垂直な断面において前記他方の鋼板の表面と水平面とのなす角度αが０°以上３０°未満である、［５］または［６］に記載の重ねすみ肉溶接継手の製造方法。
［８］ 前記一方及び他方の鋼板の板厚が、２．０〜３．５ｍｍの範囲である［５］乃至［７］の何れか一項に記載の重ねすみ肉溶接継手の製造方法。
［９］ 前記一方及び他方の鋼板の引張強度が、７８０ＭＰａ未満である［５］乃至［８］の何れか一項に記載の重ねすみ肉溶接継手の製造方法。
[1] A lap fillet welded joint of a steel plate formed by stacking two steel plates and forming a fillet welded portion between the end face of one steel plate and the surface of the other steel plate.
The chemical composition of the steel sheet is mass%.
C: 0.04 to 0.08%,
Si: 0.01-0.1%,
Mn: 1.0 to less than 2.0%,
P: less than 0.03%,
S: less than 0.005%,
Al: 0.25 to 0.80% (excluding 0.30% or less) ,
Ti: 0 to less than 0.15%,
Nb: Containing less than 0-0.05%, the balance consisting of iron and impurities,
Of the fillet welded portions, the maximum depth d of the undercut portion on the other steel plate side in the initial welding portion in the range from the welding start end to the distance X defined by the following equation (1) is the other. Overlapping corners that are less than 5.0% of the thickness of the steel sheet, the initial welding portion has the dimensions and shapes specified in the following equations (2) to (4), and there are no pits in the initial welding portion. Flesh welded joint.
2W ≤ X ≤ 10W ... (1)
Wb ≧ 0.9Wa… (2)
Wc ≦ 0.15Wb… (3)
Wh ≧ 0.05 Wb… (4)
In the above equations (1) to (4), Wa is the average value (mm) of the melt width at the stationary portion on the welding end end side of the fillet welded portion, and Wb is the melt width of the initial weld portion. It is the minimum value (mm), Wc is the maximum width (mm) of the undercut portion in the initial welding portion, and Wh is the minimum height (mm) of the surplus in the initial welding portion.
[2] A lap fillet welded joint of a steel plate formed by stacking two steel plates and forming a fillet welded portion between the end face of one steel plate and the surface of the other steel plate.
The chemical composition of the steel sheet is mass%.
C: 0.04 to 0.08%,
Si: 0.01-0.1%,
Mn: 1.0 to less than 2.0%,
P: less than 0.03%,
S: less than 0.005%,
Al: 0.25 to 0.80% (excluding 0.30% or less and 0.310%),
Ti: 0 to less than 0.15%,
Nb: 0 to less than 0.05%
Containing, the balance consists of iron and impurities,
Of the fillet welded portions, the maximum depth d of the undercut portion on the other steel plate side in the initial welding portion in the range from the welding start end to the distance X defined by the following equation (1) is the other. Overlapping corners that are less than 5.0% of the thickness of the steel sheet, the initial welding portion has the dimensions and shapes specified in the following equations (2) to (4), and there are no pits in the initial welding portion. Flesh welded joint.
2W ≤ X ≤ 10W ... (1)
Wb ≧ 0.9Wa… (2)
Wc ≦ 0.15Wb… (3)
Wh ≧ 0.05 Wb… (4)
In the above equations (1) to (4), Wa is the average value (mm) of the melt width at the stationary portion on the welding end end side of the fillet welded portion, and Wb is the melt width of the initial weld portion. It is the minimum value (mm), Wc is the maximum width (mm) of the undercut portion in the initial welding portion, and Wh is the minimum height (mm) of the surplus in the initial welding portion.
[ 3 ] The lap fillet welded joint according to [1] or [2] , wherein the thickness of one and the other steel plate is in the range of 2.0 to 3.5 mm.
[ 4 ] The lap fillet welded joint according to any one of [1] to [3], wherein the tensile strength of one and the other steel plate is less than 780 MPa.
[ 5 ] A method for manufacturing a lap fillet welded joint of a steel plate in which two steel plates are stacked to form a fillet welded portion between the end face of one steel plate and the surface of the other steel plate.
The chemical composition of the steel sheet is mass%.
C: 0.04 to 0.08%,
Si: 0.01-0.1%,
Mn: 1.0 to less than 2.0%,
P: less than 0.03%,
S: less than 0.005%,
Al: 0.25 to 0.80%,
Ti: 0 to less than 0.15%,
Nb: Containing less than 0-0.05%, the balance consisting of iron and impurities,
By forming the fillet welded portion by arc welding at a welding speed of 120 to 180 cm / min,
Of the fillet welded portions, the maximum depth d of the undercut portion on the other steel plate side in the initial welding portion in the range from the welding start end to the distance X defined by the following equation (1) is the other. It is assumed that the thickness is less than 5.0% of the thickness of the steel plate, the initial welding portion has the dimensions and shapes specified by the following equations (2) to (4), and there is no pit in the initial welding portion. , How to manufacture lap fillet welded joints.
2W ≤ X ≤ 10W ... (1)
Wb ≧ 0.9Wa… (2)
Wc ≦ 0.15Wb… (3)
Wh ≧ 0.05 Wb… (4)
In the above equations (1) to (4), Wa is the average value (mm) of the melt width at the stationary portion on the welding end end side of the fillet welded portion, and Wb is the melt width of the initial weld portion. It is the minimum value (mm), Wc is the maximum width (mm) of the undercut portion in the initial welding portion, and Wh is the minimum height (mm) of the surplus in the initial welding portion.
[ 6 ] As the shield gas, a gas that is a mixed gas of one or both of CO 2 or O 2 and Ar and contains one or both of CO 2 or O 2 in a volume% of 3 to 25% by volume is used. 5 ] The method for manufacturing a lap fillet welded joint according to.
[ 7 ] Described in [5 ] or [ 6 ], wherein the angle α formed by the surface of the other steel plate and the horizontal plane is 0 ° or more and less than 30 ° in a cross section perpendicular to the welding line direction with the welding line direction horizontal. How to manufacture lap fillet welded joints.
[8] The method for manufacturing a lap fillet welded joint according to any one of [5] to [7], wherein the thickness of one and the other steel plate is in the range of 2.0 to 3.5 mm.
[9] The method for manufacturing a lap fillet welded joint according to any one of [5] to [8], wherein the tensile strength of one and the other steel plate is less than 780 MPa.
本発明によれば、溶接開始端より後方の溶接ビードにおけるくびれを抑制して疲労強度及び静的強度を向上させ、かつ、外観が良好な重ねすみ肉溶接継手及び重ねすみ肉溶接継手の製造方法を提供できる。 According to the present invention, a method for manufacturing a lap fillet welded joint and a lap fillet welded joint, which suppresses constriction in a weld bead behind the welding start end to improve fatigue strength and static strength and have a good appearance. Can be provided.
重ねすみ肉溶接継手は、一方の鋼板の端面と他方の鋼板の表面とを隣接するように重ねてから、一方の鋼板の端面と他方の鋼板の表面との間にすみ肉溶接部を形成することによって得られる継手である。溶接手段としては例えばアーク溶接方法が選択される。アーク溶接法によってすみ肉溶接部を形成する場合、シールドガスを供給しながらトーチ先端から供給された溶接ワイヤからアークを発生させ、アーク熱によって溶接棒及び鋼板の一部を溶融して溶融池を形成させつつ、トーチを溶接予定線に沿って移動させる。トーチの移動に伴って溶融池も移動し、トーチが通過した後には溶融金属が凝固してすみ肉溶接部が形成される。 In the lap fillet welded joint, the end face of one steel plate and the surface of the other steel plate are overlapped so as to be adjacent to each other, and then a fillet weld is formed between the end face of one steel plate and the surface of the other steel plate. It is a joint obtained by. As the welding means, for example, an arc welding method is selected. When a fillet weld is formed by the arc welding method, an arc is generated from the welding wire supplied from the tip of the torch while supplying shield gas, and the welding rod and a part of the steel plate are melted by the arc heat to form a molten pool. While forming, move the torch along the planned welding line. As the torch moves, the molten pool also moves, and after the torch passes, the molten metal solidifies to form a fillet weld.
ここで、溶接の開始点である溶接開始端では比較的大きな溶融池が形成されるが、その後のトーチの移動に伴って新たに形成される溶融金属は、溶接開始端に形成された溶融金属の粘度や表面張力の影響を受けて溶接開始端側に引き寄せられやすくなる。このため、溶接開始端における溶接金属の体積が増大する一方で、溶接開始端よりもトーチの移動方向下流側では溶融金属が不足し、アンダーカットが大きくなる。溶接金属の減少やアンダーカットの増大は、溶接速度が大きくなるほど顕著になり、重ねすみ肉溶接部の静的強度や疲労強度の低下を引き起こす。このような不具合を防止するためには、溶接速度を低下させることが考えられるが、溶接速度の低下は溶接効率の低下につながり、生産性を低下させてしまう不具合がある。 Here, a relatively large molten pool is formed at the welding start end, which is the starting point of welding, but the molten metal newly formed with the subsequent movement of the torch is the molten metal formed at the welding start end. It is easily attracted to the welding start end side due to the influence of the viscosity and surface tension of. Therefore, while the volume of the weld metal at the welding start end increases, the molten metal is insufficient on the downstream side in the moving direction of the torch from the welding start end, and the undercut becomes large. The decrease in weld metal and the increase in undercut become more remarkable as the welding speed increases, causing a decrease in static strength and fatigue strength of the overlap fillet weld. In order to prevent such a defect, it is conceivable to reduce the welding speed, but there is a problem that the decrease in the welding speed leads to a decrease in welding efficiency and a decrease in productivity.
本発明者らが溶接対象となる鋼板の化学成分について鋭意検討したところ、従来、溶接金属の断面形状の改善効果があるとされているＳｉは、溶接速度の増加につれて形状改善効果が現れにくくなることがわかった。そこで、鋼板中のＳｉ量を少なめにしてＡｌ量を高めたところ、溶融金属の溶接開始端側への移動量が少なくなり、溶接開始端よりも後方での溶接金属の減少やアンダーカットの増大が抑制されることを見出した。この現象は、鋼板中のＡｌ量の増加により溶融金属の粘度または表面張力が低下し、溶融金属の開始端側への移動量が少なくなったためと推測している。Ａｌ量を従来より増やした鋼板を用いることで、例えば一例として溶接速度を１２０ｃｍ／分以上に増加しても、溶接開始端より後方の溶接金属の減少とアンダーカットの発生とが抑制され、静的強度及び疲労強度の改善効果が得られることが明らかになった。なお、溶接ワイヤに含まれるＡｌ量を増大させた場合は、同様の改善効果は明確には確認されなかった。従って本発明では、溶接ワイヤではなく鋼板の化学成分の制御が重要になる。以下、本発明の実施形態について説明する。 As a result of diligent studies on the chemical composition of the steel sheet to be welded by the present inventors, Si, which has conventionally been considered to have an effect of improving the cross-sectional shape of the weld metal, is less likely to show the effect of improving the shape as the welding speed increases. I understood it. Therefore, when the amount of Si in the steel plate was reduced and the amount of Al was increased, the amount of movement of the molten metal toward the welding start end side was reduced, and the amount of weld metal behind the welding start end was reduced and the undercut was increased. Was found to be suppressed. It is presumed that this phenomenon is due to the fact that the viscosity or surface tension of the molten metal decreases due to the increase in the amount of Al in the steel sheet, and the amount of movement of the molten metal toward the starting end side decreases. By using a steel sheet with an increased amount of Al, for example, even if the welding speed is increased to 120 cm / min or more, the decrease in the weld metal behind the welding start end and the occurrence of undercut are suppressed, and it is static. It was clarified that the effect of improving the target strength and the fatigue strength can be obtained. When the amount of Al contained in the welding wire was increased, the same improvement effect was not clearly confirmed. Therefore, in the present invention, it is important to control the chemical composition of the steel sheet instead of the welding wire. Hereinafter, embodiments of the present invention will be described.
本実施形態の重ねすみ肉溶接継手は、２枚の鋼板が重ねられ、一方の鋼板の端面と他方の鋼板の表面との間にすみ肉溶接部が形成されてなるものである。 The lap fillet welded joint of the present embodiment is formed by stacking two steel plates and forming a fillet welded portion between the end face of one steel plate and the surface of the other steel plate.
まず、すみ肉溶接部について説明する。図１に、本実施形態の重ねすみ肉溶接継手のすみ肉溶接部を開始端側から見た斜視図を示す。また、図２に、本実施形態の重ねすみ肉溶接継手のすみ肉溶接部を上方から俯瞰した平面模式図を示し、図３には、図２のすみ肉溶接部の断面模式図を示す。図４には従来の重ねすみ肉溶接継手のすみ肉溶接部を上方から俯瞰した平面模式図を示す。 First, the fillet welded portion will be described. FIG. 1 shows a perspective view of the fillet welded portion of the lap fillet welded joint of the present embodiment as viewed from the start end side. Further, FIG. 2 shows a schematic plan view of the fillet welded portion of the lap fillet welded joint of the present embodiment from above, and FIG. 3 shows a schematic cross-sectional view of the fillet welded portion of FIG. FIG. 4 shows a schematic plan view of the fillet welded portion of the conventional lap fillet welded joint from above.
図１に示すように、本実施形態の重ねすみ肉溶接継手１は、一方の鋼板２の端面２ａと他方の鋼板３の表面３ａとが隣接するように重ねられ、一方の鋼板２の端面２ａと他方の鋼板３の表面３ａとの間にすみ肉溶接部４が形成された継手である。図１に示す、すみ肉溶接部４の溶接線Ｌは、溶接開始端４ａから鋼板２の端面２ａに沿って延在している。
As shown in FIG. 1, in the lap fillet welded joint 1 of the present embodiment, the end surface 2a of one
すみ肉溶接部４は、図２に示すように、溶接開始端４ａと、溶接開始端４ａから端面２ａに沿って伸びる本体部４ｂとを有している。更に、本体部４ｂの先には、図視略の溶接終了端が設けられている。溶接開始端４ａから溶接終了端までの長さは、例えば１０ｍｍ程度から１００ｍｍを超える長さとされている。なお、図２に示す、すみ肉溶接部４の図中上側が鋼板２側であり、図中下側が鋼板３側である。
As shown in FIG. 2, the fillet welded portion 4 has a
図２において、すみ肉溶接部４を示す輪郭線ｍ１は、溶接時に鋼板２、３が溶融した際の溶融境界線であり、すみ肉溶接部の止端の位置を示している。また、輪郭線ｍ２は、鋼板３の表面３ａの高さと同じ高さを示す等高線である。輪郭線ｍ２は、鋼板３側の溶融境界線（輪郭線ｍ１）の等高線でもある。輪郭線ｍ１とｍ２の間の領域は、溝状に窪んだアンダーカット５である。
In FIG. 2, the contour line m1 indicating the fillet welded portion 4 is a melting boundary line when the
すみ肉溶接部４の本体部４ｂは、溶接開始端４ａから下記（１）式で規定される距離Ｘまでの範囲にある溶接初期部４ｃと、溶接初期部４ｃよりも溶接終端側に延在する定常部４ｄとを有する。溶接初期部４ｃの範囲を決める距離Xは、下記式（１）に示すように、定常部４ｄにおける溶融幅の平均値Ｗａ（ｍｍ）の２〜１０倍の長さである。定常部４ｄにおける溶融幅の平均値Ｗａは、例えば、定常部４ｄの溶融幅を１０箇所にわたって測定し、その平均値とする。定常部４ｄの溶融幅は、溶接線Ｌと直交する方向における、溶融境界線同士（輪郭線ｍ１同士）の間隔である。溶接初期部４ｃは、溶接開始端４ａに近い位置にあって溶接開始直後に形成される部分であり、溶接金属が減少やすく、アンダーカットが増大しやすい領域である。本発明では、溶接初期部４ｃの形状を適切な形状にして静的強度及び疲労強度を低下させないことが重要である。
The
２Ｗａ≦Ｘ≦１０Ｗａ … （１） 2W ≤ X ≤ 10W ... (1)
溶接初期部４ｃにおける溶融幅の最小値Ｗｂは、下記式（２）に示すように、定常部４ｄにおける溶融幅の平均値Ｗａ（ｍｍ）の０．９倍以上であればよい。溶接初期部４ｃの最小値Ｗｂが平均値Ｗａの０．９倍未満になると、溶接初期部４ｃにおける溶接金属量が不足して静的強度及び疲労強度が低下してしまうので好ましくない。溶接初期部４ｃの溶融幅は、溶接線Ｌと直交する方向における、溶融境界線同士（輪郭線ｍ１同士）の間隔である。
As shown in the following formula (2), the minimum value Wb of the melting width in the
Ｗｂ≧０．９Ｗａ … （２） Wb ≧ 0.9Wa… (2)
また、すみ肉溶接部４には、その鋼板３側に、アンダーカット５が形成される。アンダーカット５は、溶接の際に鋼板３側の溶融境界線（輪郭線ｍ１）の近傍に形成された溝状の部分であり、鋼板３の表面３ａよりも低い位置にある部分をいう。溶接初期部４ｃにおけるアンダーカット５の最大幅Ｗｃは、下記式（３）に示すように、溶接初期部４ｃにおける溶融幅の最小値Ｗｂ（ｍｍ）の０．１５倍以下であればよい。アンダーカット５の最大幅Ｗｃが最小値Ｗｂの０．１５倍以下であれば、溶接初期部４ｃにおける溶接金属量が十分になって静的強度及び疲労強度の低下が抑制される。アンダーカット５の最大幅Ｗｃは、図３に示すように、鋼板３の表面３ａよりも低い領域の幅であって、溶接初期部４ｃにおけるアンダーカット５の最大幅である。
Further, an undercut 5 is formed on the steel plate 3 side of the fillet welded portion 4. The undercut 5 is a groove-shaped portion formed in the vicinity of the melting boundary line (contour line m1) on the steel plate 3 side during welding, and refers to a portion located lower than the
Ｗｃ≦０．１５Ｗｂ … （３） Wc ≦ 0.15Wb… (3)
また、アンダーカットの最大深さｄは、鋼板３の板厚の５．０％未満であることが好ましい。最大深さｄが鋼板３の板厚の５％未満であれば、溶接初期部４ｃにおける溶接金属量が十分になって静的強度及び疲労強度の低下が抑制される。アンダーカット５の最大深さｄは、図３に示すように、鋼板３の表面３ａの位置からの深さであって、溶接初期部４ｃにあるアンダーカット５の最大深さである。
Further, the maximum depth d of the undercut is preferably less than 5.0% of the plate thickness of the steel plate 3. When the maximum depth d is less than 5% of the plate thickness of the steel plate 3, the amount of weld metal in the
なお、図３に示すように、鋼板２側にもアンダーカットと同様の凹み部分が部分的に形成される場合があるが、継手の静的強度及び疲労強度に対する凹み部分の影響は大きなものではない。
As shown in FIG. 3, a recessed portion similar to the undercut may be partially formed on the
次に、溶接初期部４ｃにおける余盛りの最小高さＷｈ（ｍｍ）は、下記（４）式に示すように、溶接初期部４ｃにおける溶融幅の最小値Ｗｂ（ｍｍ）の０．０５倍以上であればよい。溶接初期部４ｃにおける余盛りの最小高さＷｈが最小値Ｗｂの０．０５倍を超えることで、溶接金属量が十分になり、静的強度及び疲労強度の低下が抑制される。余盛りの最小高さＷｈは、図３に示すように、すみ肉溶接部の鋼板２側の止端（溶融境界線）と鋼板３側の止端（溶融境界線）とを結ぶ直線から、溶接初期部４ｃの表面までの垂線の長さであって、溶接初期部４ｃにある余盛りの高さの最小値である。
Next, the minimum height Wh (mm) of the surplus in the
Ｗｈ≧０．０５Ｗｂ … （４） Wh ≧ 0.05 Wb… (4)
本実施形態の重ねすみ肉溶接継手は、上記（２）〜（４）を満足し、かつ、アンダーカットの最大深さｄが鋼板３の板厚の５．０％未満とすることで、静的強度及び疲労強度が高められる。
また、溶接初期部４ｃの表面にはピットが存在しないことが好ましい。溶接初期部４ｃの表面にピットが存在すると、すみ肉溶接部４の外観を損ねてしまうので好ましくない。
The lap fillet welded joint of the present embodiment satisfies the above (2) to (4), and the maximum undercut depth d is less than 5.0% of the plate thickness of the steel plate 3, so that it is static. Target strength and fatigue strength are increased.
Further, it is preferable that there are no pits on the surface of the
図４には、従来の重ねすみ肉溶接継手のすみ肉溶接部の平面模式図を示す。従来のすみ肉溶接部は、溶接初期部１４ｃの溶融幅の最小値Ｗｂが定常部の溶融幅の平均値の０．９倍未満となっており、溶接初期部１４ｃのくびれが顕著になっている。また、くびれが顕著な部分では、アンダーカット１５の最大幅Ｗｃが大きく、溶接ビードの余盛り高さＷｈも小さくなっており、溶接金属が相対的に少ない部分が存在する。このため、静的強度及び疲労強度が本実施形態の継手に比べて大幅に低くなる。
FIG. 4 shows a schematic plan view of the fillet welded portion of the conventional lap fillet welded joint. In the conventional fillet welded portion, the minimum value Wb of the melt width of the
また、図５〜図７には、本発明の範囲に含まれる重ねすみ肉溶接継手の断面模式図を示す。また図８には、本発明の範囲外になる重ねすみ肉溶接継手の断面模式図を示す。 Further, FIGS. 5 to 7 show a schematic cross-sectional view of the lap fillet welded joint included in the scope of the present invention. Further, FIG. 8 shows a schematic cross-sectional view of a lap fillet welded joint that is outside the scope of the present invention.
図５に示す例は、溶接初期部の溶融幅の最小値Ｗｂが０．９Ｗａ以上であり、アンダーカットの最大幅Ｗｃが０．１３Ｗｂであり、余盛りの最小高さＷｈが０．１９Ｗｂであり、上記（２）〜（４）式を満たすものである。また、アンダーカットの最大深さｄは鋼板３の板厚の２．３％であり、本発明の範囲を満たすものである。 In the example shown in FIG. 5, the minimum value Wb of the melting width at the initial stage of welding is 0.9 Wa or more, the maximum width Wc of the undercut is 0.13 Wb, and the minimum height Wh of the surplus is 0.19 Wb. Yes, it satisfies the above equations (2) to (4). Further, the maximum depth d of the undercut is 2.3% of the plate thickness of the steel plate 3, which satisfies the scope of the present invention.
図６に示す例は、溶接初期部の溶融幅の最小値Ｗｂが０．９Ｗａ以上であり、アンダーカットの最大幅Ｗｃが０．１４Ｗｂであり、余盛りの最小高さＷｈが０．１１Ｗｂであり、上記（２）〜（４）式を満たすものである。また、アンダーカットの最大深さｄは鋼板３の板厚の３．８％であり、本発明の範囲を満たすものである。 In the example shown in FIG. 6, the minimum value Wb of the melting width at the initial stage of welding is 0.9 Wa or more, the maximum width Wc of the undercut is 0.14 Wb, and the minimum height Wh of the surplus is 0.11 Wb. Yes, it satisfies the above equations (2) to (4). Further, the maximum depth d of the undercut is 3.8% of the plate thickness of the steel plate 3, which satisfies the scope of the present invention.
図７に示す例は、溶接初期部の溶融幅の最小値Ｗｂが０．９Ｗａであり、アンダーカットの最大幅Ｗｃが０．１５Ｗｂであり、余盛りの最小高さＷｈが０．０５Ｗｂであり、上記（２）〜（４）式を満たすものである。また、アンダーカットの最大深さｄは鋼板３の板厚の４．９％であり、本発明の範囲を満たすものである。 In the example shown in FIG. 7, the minimum value Wb of the melt width at the initial stage of welding is 0.9 Wa, the maximum width Wc of the undercut is 0.15 Wb, and the minimum height Wh of the surplus is 0.05 Wb. , The above equations (2) to (4) are satisfied. Further, the maximum depth d of the undercut is 4.9% of the plate thickness of the steel plate 3, which satisfies the scope of the present invention.
図８に示す例は、溶接初期部の溶融幅の最小値Ｗｂが０．９Ｗａ未満であり、アンダーカットの最大幅Ｗｃが０．４３Ｗｂであり、余盛りの最小高さＷｈが−０．０５Ｗｂであり、上記（２）〜（４）式の全部を満たさないものである。また、アンダーカットの最大深さｄは鋼板３の板厚の３１．３％であり、本発明の範囲を満たないものである。 In the example shown in FIG. 8, the minimum value Wb of the melt width at the initial stage of welding is less than 0.9 Wa, the maximum width Wc of the undercut is 0.43 Wb, and the minimum height Wh of the surplus is −0.05 Wb. It does not satisfy all of the above equations (2) to (4). Further, the maximum depth d of the undercut is 31.3% of the plate thickness of the steel plate 3, which does not meet the scope of the present invention.
以上例示したように、図５〜図７に示す例は本発明の範囲にあるが、図８に示す例は本発明の範囲外になる。 As illustrated above, the examples shown in FIGS. 5 to 7 are within the scope of the present invention, but the examples shown in FIG. 8 are outside the scope of the present invention.
次に、本実施形態に係る鋼板は、質量％で、Ｃ：０．０４〜０．０８％以下、Ｓｉ：０．０１〜０．１％以下、Ｍｎ：１．０〜２．０％未満、Ｐ：０．０３％未満、Ｓ：０．００５％未満、Ａｌ：０．２０〜０．８０％以下、Ｔｉ：０〜０．１５％未満、Ｎｂ：０〜０．０５％未満を含有し、残部が鉄及び不純物からなる。以下、鋼板の化学成分の限定理由を説明する。 Next, the steel sheet according to the present embodiment has a mass% of C: 0.04 to 0.08% or less, Si: 0.01 to 0.1% or less, and Mn: 1.0 to less than 2.0%. , P: less than 0.03%, S: less than 0.005%, Al: 0.20 to 0.80% or less, Ti: 0 to less than 0.15%, Nb: less than 0 to 0.05% The balance is made of iron and impurities. The reasons for limiting the chemical composition of the steel sheet will be described below.
Ｃは、鋼の強度向上に必須の含有元素である。この効果を十分に得るためにはＣの含有率を０．０４％以上にする必要である。しかし、Ｃの含有率が０．０８％を超えると常温で時効性を発現し成形性を劣化させるほか、溶接性が低下する。このため、本発明ではＣの含有率を０．０８％以下とする。また、Ｃの含有率が高いとパーライト相が生成しやすく、母材の疲労特性が低下するため、Ｃの含有率は０．０６％以下がより好ましい。 C is a contained element essential for improving the strength of steel. In order to obtain this effect sufficiently, the C content needs to be 0.04% or more. However, when the C content exceeds 0.08%, aging is exhibited at room temperature, the moldability is deteriorated, and the weldability is deteriorated. Therefore, in the present invention, the C content is set to 0.08% or less. Further, when the C content is high, a pearlite phase is likely to be formed, and the fatigue characteristics of the base metal are lowered. Therefore, the C content is more preferably 0.06% or less.
Ｓｉは、溶接金属のぬれ性を良好にさせ、溶接ビードの止端部における鋼板と溶接ビードとがなす角度を低減させる効果があるが、Ｓｉの過剰な含有で化成処理性を悪化させ、Ｓｉスケールも発生するため、Ｓｉの含有率は０．１％を上限とする。一方で、Ｓｉはパーライトの生成を抑制すること、固溶強化により強度上昇に役立つ元素であることから、０．０１％以上の含有が必要である。また、良好な溶接金属のぬれ性を発現させるためには、０．０２％以上の含有が好ましい。 Si has the effect of improving the wettability of the weld metal and reducing the angle formed by the steel plate and the weld bead at the toe of the weld bead, but the excessive content of Si deteriorates the chemical conversion processability and Si. Since scale is also generated, the Si content is limited to 0.1%. On the other hand, Si is an element that suppresses the formation of pearlite and helps increase the strength by strengthening the solid solution, so that the content of Si must be 0.01% or more. Further, in order to develop good wettability of the weld metal, the content is preferably 0.02% or more.
Ｍｎは、強度の確保に必要な元素であり、１．０％以上の含有を必要とする。しかし、２．０％以上を含有するとミクロ偏析、マクロ偏析が起こりやすくなり、材料の加工性を劣化させる他、化成処理性の劣化も見られることから、２．０％未満とする必要がある。 Mn is an element necessary for ensuring strength, and its content is required to be 1.0% or more. However, if it contains 2.0% or more, microsegregation and macrosegregation are likely to occur, which deteriorates the processability of the material and also deteriorates the chemical conversion processability. Therefore, it should be less than 2.0%. ..
Ｐは、フェライトに固溶してその延性を低下させるので、その含有量は０．０３％未満とする。なお、Ｐは０％の場合も含む。 Since P dissolves in ferrite to reduce its ductility, its content is set to less than 0.03%. In addition, P includes the case of 0%.
Ｓは、ＭｎＳを形成して破壊の起点として作用し、プレス成形性を著しく低下させるので０．００５％未満とする。ただし、０．０００５％未満まで低下させるためには、生産コストが非常に高まるため、下限を０．０００５％以上とする。 S forms MnS, acts as a starting point of fracture, and significantly reduces press moldability, and is therefore set to less than 0.005%. However, in order to reduce it to less than 0.0005%, the production cost is very high, so the lower limit is set to 0.0005% or more.
Ａｌは、アーク溶接時に生成する溶融金属の粘度または表面張力を低下させ、鋼板に対する溶融金属の濡れ性を向上させて、開始端側への溶融金属の流動を抑制する効果があるため、Ａｌの含有率は０．２０％以上が好ましい。但し、Ａｌの含有率が０．８０％を超えると、溶接部表面に酸化物が多く発生し、外観を悪化させるだけでなく。塗装性も劣化させるので、Ａｌの含有率は０．８０％以下とする。 Al has the effect of reducing the viscosity or surface tension of the molten metal generated during arc welding, improving the wettability of the molten metal with respect to the steel plate, and suppressing the flow of the molten metal toward the starting end side. The content is preferably 0.20% or more. However, if the Al content exceeds 0.80%, a large amount of oxide is generated on the surface of the welded portion, which not only deteriorates the appearance. Since the coatability is also deteriorated, the Al content is set to 0.80% or less.
鋼板の化学成分の残部は、鉄及び不純物である。 The rest of the chemical composition of the steel sheet is iron and impurities.
更に、上記の成分に加えて、Ｔｉ及びＮｂを必要に応じて含有させるとよい。従ってこれらの元素の含有率の下限値は０％である。
Ｔｉは、鋼板の強度の確保のために含有させるとよい。フェライトを析出強化させるには０．０５％以上を含有させるとよい。しかしながら、Ｔｉを０．１５％以上含有させると、Ｔｉ系の介在物が生成して加工性が低下するため、Ｔｉの含有率は０．１５％未満がよい。
また、Ｎｂは、鋼板の結晶粒径を小さくし、また、ＮｂＣを析出させて鋼板強度を高めることができる。Ｎｂを０．０１％以上含有させることでその効果が得られる。一方、Ｎｂを０．０５％以上含有させるとその効果が飽和するので、Ｎｂの含有率は０．０５％未満を上限とする。
Further, in addition to the above components, Ti and Nb may be contained as needed. Therefore, the lower limit of the content of these elements is 0%.
Ti may be contained in order to secure the strength of the steel sheet. In order to precipitate and strengthen ferrite, it is preferable to contain 0.05% or more. However, if the content of Ti is 0.15% or more, Ti-based inclusions are generated and the workability is lowered. Therefore, the Ti content is preferably less than 0.15%.
Further, Nb can reduce the crystal grain size of the steel sheet and precipitate NbC to increase the strength of the steel sheet. The effect can be obtained by containing 0.01% or more of Nb. On the other hand, if Nb is contained in an amount of 0.05% or more, the effect is saturated, so the Nb content is limited to less than 0.05%.
鋼板の引張強度は７８０ＭＰａ未満であることが好ましい。
また、鋼板の板厚は、２．０〜３．５ｍｍの範囲が好ましい。
更に、溶接材料は溶接される鋼板に適合したものを適宜選択するとよい。
The tensile strength of the steel sheet is preferably less than 780 MPa.
The thickness of the steel plate is preferably in the range of 2.0 to 3.5 mm.
Further, as the welding material, a material suitable for the steel plate to be welded may be appropriately selected.
次に、本実施形態の重ねすみ肉溶接継手の製造方法を説明する。
本実施形態の製造方法では、一方の鋼板２の端面２ａと他方の鋼板３の表面３ａとを隣接するように重ねてから、一方の鋼板２の端面２ａと他方の鋼板３の表面３ａとの間にすみ肉溶接部を形成することによる製造する。溶接手段としては例えばアーク溶接方法が選択される。
Next, a method of manufacturing the lap fillet welded joint of the present embodiment will be described.
In the manufacturing method of the present embodiment, the end face 2a of one
鋼板２、３は、上述の化学成分を有する鋼板を用いる。上述の化学成分以外の鋼板を用いた場合は、溶接初期部４ｃの形状が上記（２）〜（４）式の条件を満たすことができなくなる。
As the
溶接姿勢としては、溶接線方向を水平とし、溶接線方向に垂直な断面において他方の鋼板３の表面３ａと水平面とのなす角度αが０°以上３０°未満とする。角度αが３０°を超えると、一方の鋼板２側に溶融金属が垂れ落ちたり、アンダーカットが増大するので、角度αは３０°未満にする。また、角度αが０°未満になると、他方の鋼板３側に溶融金属が垂れ落ちてしまうので、角度αは０°以上にする。
As for the welding posture, the welding line direction is horizontal, and the angle α formed by the
アーク溶接は、パルスＭＡＧアーク溶接方法により実施することが好ましい。シールドガスは、ＣＯ２またはＯ２の一方又は両方とＡｒとの混合ガスであって、ＣＯ２またはＯ２の一方又は両方を体積％で３〜２５体積％含むガスを用いることが好ましい。また、溶接時のトーチの傾斜角度は例えば６０°程度がよい。また、溶接ワイヤの先端狙いは、鋼板２の端面２ａと鋼板３の表面とにより形成されるコーナーに合わせるとよい。
The arc welding is preferably carried out by a pulse MAG arc welding method. The shield gas is a mixed gas of one or both of CO 2 or O 2 and Ar, and it is preferable to use a gas containing one or both of CO 2 or O 2 in an amount of 3 to 25% by volume. Further, the inclination angle of the torch at the time of welding is preferably about 60 °, for example. Further, the tip aim of the welding wire may be aligned with the corner formed by the end surface 2a of the
溶接速度は、１２０〜１８０ｃｍ／分の範囲とする。溶接速度が１２０ｃｍ／分未満では溶接速度が低すぎてしまい、生産性を向上させることができなくなる。一方、溶接速度が１８０ｃｍ／分を超えると、溶接初期部４ｃの形状が上記（２）〜（４）式の条件を満たすことができなくなるので好ましくない。
The welding speed is in the range of 120 to 180 cm / min. If the welding speed is less than 120 cm / min, the welding speed will be too low and the productivity cannot be improved. On the other hand, if the welding speed exceeds 180 cm / min, the shape of the
なお、本発明では、溶接ワイヤの化学成分よりも、鋼板の化学成分の制御が重要であり、溶接ワイヤの化学成分によって本発明の効果が損なわれるおそれはないため、溶接に用いる溶接ワイヤの種類は鋼板の強度に合わせて適宜選定すればよい。 In the present invention, it is more important to control the chemical composition of the steel sheet than the chemical composition of the welding wire, and the effect of the present invention may not be impaired by the chemical composition of the welding wire. May be appropriately selected according to the strength of the steel sheet.
以上説明したように、本実施形態の重ねすみ肉溶接継手１によれば、すみ肉溶接部４の溶接初期部４ｃの形状が上記（２）〜（４）式を満たし、アンダーカットの最大深さｄを鋼板３の板厚の５．０％未満にすることができるため、溶接初期部４ｃがくびれた形状にならず、静的強度及び疲労強度の低下を防止できる。また、ピットが存在しないため、外観に優れた重ねすみ肉溶接継手１とすることができる。
As described above, according to the lap fillet welded joint 1 of the present embodiment, the shape of the welded
また、本実施形態の重ねすみ肉溶接継手の製造方法によれば、所定の化学成分の鋼板を用いて重ねすみ肉溶接部４を形成することで、溶接時に形成された溶融金属が溶接開始端４ａ側に引き寄せられるおそれがなく、溶接開始端４ａの後方に形成される溶接初期部４ｃの溶接金属量を十分なものとすることができ、静的強度及び疲労強度に優れた重ねすみ肉溶接継手１を製造できる。
また、溶接速度を１２０〜１８０ｃｍ／分の範囲とすることで、重ねすみ肉溶接継手の生産性を向上させるとともに、溶接初期部４ｃの形状を上記（２）〜（４）式の条件を満たすものにすることができる。
Further, according to the method for manufacturing a lap fillet welded joint of the present embodiment, by forming the lap fillet welded portion 4 using a steel plate having a predetermined chemical component, the molten metal formed at the time of welding is the welding start end. There is no risk of being attracted to the 4a side, the amount of weld metal in the
Further, by setting the welding speed in the range of 120 to 180 cm / min, the productivity of the fillet welded joint is improved, and the shape of the
以下、本発明の実施例について説明する。以下の実施例における条件は、本発明の実施可能性及び効果を確認するために採用した一条件例であり、本発明は、該一条件例に限定されるものではない。本発明は、本発明の要旨を逸脱せず、本発明の目的を達成する限りにおいて、種々の条件ないし条件の組み合わせを採用し得るものである。 Hereinafter, examples of the present invention will be described. The conditions in the following examples are one-condition examples adopted for confirming the feasibility and effect of the present invention, and the present invention is not limited to the one-condition examples. The present invention can adopt various conditions or combinations of conditions as long as the gist of the present invention is not deviated and the object of the present invention is achieved.
表１に示す化学成分及び機械的性質を有する鋼板を用い、重ねすみ肉アーク溶接継手を製造し、性能を試験、調査した。一方及び他方の鋼板の重ね代を１５ｍｍとして密着させ、鋼板の板厚は２．１から３．５ｍｍとした。溶接姿勢は溶接線を水平とし、他方の鋼板の傾斜角度αを０°とした。溶接方法はパルスＭＡＧアーク溶接方法とし、溶接トーチの傾斜角度（起こし角度）を６０°とし、シールドガスは、主として２０体積％ＣＯ２を含むＡｒガスを用いた。また、シールドガスとして、３％のＯ２を含むＡｒガスや、２０％のＣＯ２と２％のＯ２を含むＡｒガスも用いた。ワイヤ先端狙いは一方の鋼板の端面と他方の鋼板の表面とにより構成されるコーナー部とした。溶接ワイヤは日鐵住金溶接工業株式会社のソリッドワイヤ（ＹＭ−２４Ｔ）とし、ワイヤ径は１．２ｍｍとした。溶接開始端から溶接終了端の長さは１５０ｍｍとした。試験結果を表２に示す。 A lap fillet arc welded joint was manufactured using a steel plate having the chemical composition and mechanical properties shown in Table 1, and its performance was tested and investigated. The stacking allowance of one and the other steel plate was set to 15 mm for close contact, and the thickness of the steel plate was set to 2.1 to 3.5 mm. The welding posture was such that the welding line was horizontal and the inclination angle α of the other steel plate was 0 °. The welding method was a pulse MAG arc welding method, the inclination angle (raising angle) of the welding torch was 60 °, and Ar gas containing 20% by volume CO 2 was mainly used as the shield gas. Further, as the shield gas, Ar gas containing 3% O 2 and Ar gas containing 20% CO 2 and 2% O 2 were also used. The wire tip was aimed at a corner formed by the end face of one steel plate and the surface of the other steel plate. The welding wire was a solid wire (YM-24T) manufactured by Nippon Steel & Sumikin Welding & Co., Ltd., and the wire diameter was 1.2 mm. The length from the welding start end to the welding end end was 150 mm. The test results are shown in Table 2.
表２Ａ及び表２Ｂにおいて、（２）〜（４）式を満たす場合を○とし、満たさない場合を×とした。 In Tables 2A and 2B, the cases where the equations (2) to (4) were satisfied were marked with ◯, and the cases where they were not satisfied were marked with x.
静的強度は、ＪＩＳ Ｚ ２２４１に規定する金属材料引張試験方法に準拠して測定した。なお、試験片形状は１３Ｂ号試験片とし、試験片の平行部の中央かつ長さ方向に垂直になるよう溶接線を配置した。引張試験時には同板厚の当て金を掴み部に重ね、試験機で試験片を把持した際に軸芯がずれないようにした。
静的強度の評価は、溶接ビード形状が定常状態の部分から採取した試験片と、溶接初期部における溶融幅の最小値Ｗｂを含む部分から採取した試験片で行い、溶接初期部の引張強度が定常部の引張強度の９０％未満の場合を「×」、９０％以上の場合を「○」とした。
The static strength was measured according to the metal material tensile test method specified in JIS Z 2241. The shape of the test piece was No. 13B test piece, and the welding line was arranged so as to be perpendicular to the center and the length direction of the parallel portion of the test piece. During the tensile test, a pad of the same thickness was placed on the grip to prevent the shaft core from shifting when the test piece was gripped by the testing machine.
The static strength is evaluated by using a test piece taken from a part where the weld bead shape is in a steady state and a test piece taken from a part including the minimum value Wb of the melt width in the initial part of welding, and the tensile strength of the initial part of welding is The case where the tensile strength of the stationary portion was less than 90% was evaluated as “x”, and the case where the tensile strength was 90% or more was evaluated as “◯”.
疲労強度は、ＪＩＳ Ｚ ２２７５に規定する金属平板の平面曲げ疲れ試験方法に準拠して測定した。なお、試験片形状は１号試験片（中央部幅１５ｍｍ）とし、試験片の中央かつ長さ方向に垂直になるよう溶接線を配置した。曲げモーメントは重ね部が開口しない向きに与え、応力比は０．１（片振り）とした。
疲労強度の評価は、溶接ビード形状が定常状態の部分から採取した試験片と、溶接初期部における溶融幅の最小値Ｗｂを含む部分から採取した試験片で行い、溶接初期部の２００万回疲労強度が定常部の２００万回疲労強度の９０％未満の場合を「×」、９０％以上の場合を「○」とした。
The fatigue strength was measured according to the plane bending fatigue test method for a metal flat plate specified in JIS Z 2275. The shape of the test piece was No. 1 test piece (center width 15 mm), and the welding line was arranged so as to be perpendicular to the center and the length direction of the test piece. The bending moment was given in a direction in which the overlapping portion did not open, and the stress ratio was 0.1 (one-sided swing).
Fatigue strength is evaluated using a test piece taken from a part where the weld bead shape is in a steady state and a test piece taken from a part containing the minimum value Wb of the melt width in the initial welding part, and fatigue is performed 2 million times in the initial welding part. When the strength was less than 90% of the 2 million times fatigue strength of the stationary part, it was evaluated as "x", and when it was 90% or more, it was evaluated as "○".
生産性は、溶接速度が１２０ｃｍ／ｍｉｎ未満の場合に継手の生産性が劣るとして×とし、溶接速度が１２０ｃｍ／ｍｉｎ以上を○とした。 The productivity was evaluated as x because the productivity of the joint was inferior when the welding speed was less than 120 cm / min, and was evaluated as ◯ when the welding speed was 120 cm / min or more.
表１及び表２Ａ並びに表２Ｂに示すように、化学成分が本発明範囲にある鋼板を用い、１２０〜１８０ｃｍ／分の溶接速度で製造した継手は、何れも、外観に優れ、かつ、静的強度及び疲労強度に優れていることがわかる。また、溶接速度を１２０ｃｍ／分以上としたことで、生産性も良好だった。ただし、試験Ｎｏ．１２、２０、２８、３６、４４の溶接継手は参考例とする。 As shown in Tables 1 and 2A and Table 2B, all the joints manufactured by using steel sheets whose chemical composition is within the range of the present invention and at a welding speed of 120 to 180 cm / min are excellent in appearance and static. It can be seen that the strength and fatigue strength are excellent. Moreover, since the welding speed was 120 cm / min or more, the productivity was also good. However, the test No. The welded joints of 12, 20, 28, 36 and 44 are used as reference examples.
Claims (9)
前記鋼板の化学成分が、質量％で、
Ｃ：０．０４〜０．０８％、
Ｓｉ：０．０１〜０．１％、
Ｍｎ：１．０〜２．０％未満、
Ｐ：０．０３％未満、
Ｓ：０．００５％未満、
Ａｌ：０．２０〜０．８０％（但し、０．３０％以下を除く）、
Ｔｉ：０〜０．１５％未満、
Ｎｂ：０〜０．０５％未満
を含有し、残部が鉄及び不純物からなり、
前記すみ肉溶接部のうち、溶接開始端から下記（１）式で規定される距離Ｘまでの範囲の溶接初期部における、前記他方の鋼板側のアンダーカット部の最大深さｄが前記他方の鋼板の板厚の５．０％未満であり、前記溶接初期部が下記（２）〜（４）式に規定される寸法形状を有し、かつ前記溶接初期部にピットが存在しない、重ねすみ肉溶接継手。
２Ｗａ≦Ｘ≦１０Ｗａ … （１）
Ｗｂ≧０．９Ｗａ … （２）
Ｗｃ≦０．１５Ｗｂ … （３）
Ｗｈ≧０．０５Ｗｂ … （４）
上記（１）〜（４)式において、Ｗａは、前記すみ肉溶接部の溶接終了端側の定常部における溶融幅の平均値（ｍｍ）であり、Ｗｂは、前記溶接初期部の溶融幅の最小値（ｍｍ）であり、Ｗｃは、前記溶接初期部におけるアンダーカット部の最大幅（ｍｍ）であり、Ｗｈは前記溶接初期部の余盛りの最小高さ（ｍｍ）である。 A lap fillet welded joint of steel plates in which two steel plates are stacked and a fillet weld is formed between the end face of one steel plate and the surface of the other steel plate.
The chemical composition of the steel sheet is mass%.
C: 0.04 to 0.08%,
Si: 0.01-0.1%,
Mn: 1.0 to less than 2.0%,
P: less than 0.03%,
S: less than 0.005%,
Al: 0.25 to 0.80% (excluding 0.30% or less) ,
Ti: 0 to less than 0.15%,
Nb: Containing less than 0-0.05%, the balance consisting of iron and impurities,
Of the fillet welded portions, the maximum depth d of the undercut portion on the other steel plate side in the initial welding portion in the range from the welding start end to the distance X defined by the following equation (1) is the other. Overlapping corners that are less than 5.0% of the thickness of the steel sheet, the initial welding portion has the dimensions and shapes specified in the following equations (2) to (4), and there are no pits in the initial welding portion. Flesh welded joint.
2W ≤ X ≤ 10W ... (1)
Wb ≧ 0.9Wa… (2)
Wc ≦ 0.15Wb… (3)
Wh ≧ 0.05 Wb… (4)
In the above equations (1) to (4), Wa is the average value (mm) of the melt width at the stationary portion on the welding end end side of the fillet welded portion, and Wb is the melt width of the initial weld portion. It is the minimum value (mm), Wc is the maximum width (mm) of the undercut portion in the initial welding portion, and Wh is the minimum height (mm) of the surplus in the initial welding portion.
前記鋼板の化学成分が、質量％で、
Ｃ：０．０４〜０．０８％、
Ｓｉ：０．０１〜０．１％、
Ｍｎ：１．０〜２．０％未満、
Ｐ：０．０３％未満、
Ｓ：０．００５％未満、
Ａｌ：０．２０〜０．８０％（但し、０．３０％以下及び０．３１０％を除く）、
Ｔｉ：０〜０．１５％未満、
Ｎｂ：０〜０．０５％未満
を含有し、残部が鉄及び不純物からなり、
前記すみ肉溶接部のうち、溶接開始端から下記（１）式で規定される距離Ｘまでの範囲の溶接初期部における、前記他方の鋼板側のアンダーカット部の最大深さｄが前記他方の鋼板の板厚の５．０％未満であり、前記溶接初期部が下記（２）〜（４）式に規定される寸法形状を有し、かつ前記溶接初期部にピットが存在しない、重ねすみ肉溶接継手。
２Ｗａ≦Ｘ≦１０Ｗａ … （１）
Ｗｂ≧０．９Ｗａ … （２）
Ｗｃ≦０．１５Ｗｂ … （３）
Ｗｈ≧０．０５Ｗｂ … （４）
上記（１）〜（４)式において、Ｗａは、前記すみ肉溶接部の溶接終了端側の定常部における溶融幅の平均値（ｍｍ）であり、Ｗｂは、前記溶接初期部の溶融幅の最小値（ｍｍ）であり、Ｗｃは、前記溶接初期部におけるアンダーカット部の最大幅（ｍｍ）であり、Ｗｈは前記溶接初期部の余盛りの最小高さ（ｍｍ）である。 A lap fillet welded joint of steel plates in which two steel plates are stacked and a fillet weld is formed between the end face of one steel plate and the surface of the other steel plate.
The chemical composition of the steel sheet is mass%.
C: 0.04 to 0.08%,
Si: 0.01-0.1%,
Mn: 1.0 to less than 2.0%,
P: less than 0.03%,
S: less than 0.005%,
Al: 0.25 to 0.80% (excluding 0.30% or less and 0.310%) ,
Ti: 0 to less than 0.15%,
Nb: Containing less than 0-0.05%, the balance consisting of iron and impurities,
Of the fillet welded portions, the maximum depth d of the undercut portion on the other steel plate side in the initial welding portion in the range from the welding start end to the distance X defined by the following equation (1) is the other. Overlapping corners that are less than 5.0% of the thickness of the steel sheet, the initial welding portion has the dimensions and shapes specified in the following equations (2) to (4), and there are no pits in the initial welding portion. Flesh welded joint.
2W ≤ X ≤ 10W ... (1)
Wb ≧ 0.9Wa… (2)
Wc ≦ 0.15Wb… (3)
Wh ≧ 0.05 Wb… (4)
In the above equations (1) to (4), Wa is the average value (mm) of the melt width at the stationary portion on the welding end end side of the fillet welded portion, and Wb is the melt width of the initial weld portion. It is the minimum value (mm), Wc is the maximum width (mm) of the undercut portion in the initial welding portion, and Wh is the minimum height (mm) of the surplus in the initial welding portion.
前記鋼板の化学成分が、質量％で、
Ｃ：０．０４〜０．０８％、
Ｓｉ：０．０１〜０．１％、
Ｍｎ：１．０〜２．０％未満、
Ｐ：０．０３％未満、
Ｓ：０．００５％未満、
Ａｌ：０．２０〜０．８０％、
Ｔｉ：０〜０．１５％未満、
Ｎｂ：０〜０．０５％未満
を含有し、残部が鉄及び不純物からなり、
溶接速度１２０〜１８０ｃｍ／分のアーク溶接によって前記すみ肉溶接部を形成することにより、
前記すみ肉溶接部のうち、溶接開始端から下記（１）式で規定される距離Ｘまでの範囲の溶接初期部における、前記他方の鋼板側のアンダーカット部の最大深さｄが前記他方の鋼板の板厚の５．０％未満であり、前記溶接初期部が下記（２）〜（４）式に規定される寸法形状を有し、かつ前記溶接初期部にピットが存在しないものとする、重ねすみ肉溶接継手の製造方法。
２Ｗａ≦Ｘ≦１０Ｗａ … （１）
Ｗｂ≧０．９Ｗａ … （２）
Ｗｃ≦０．１５Ｗｂ … （３）
Ｗｈ≧０．０５Ｗｂ … （４）
上記（１）〜（４)式において、Ｗａは、前記すみ肉溶接部の溶接終了端側の定常部における溶融幅の平均値（ｍｍ）であり、Ｗｂは、前記溶接初期部の溶融幅の最小値（ｍｍ）であり、Ｗｃは、前記溶接初期部におけるアンダーカット部の最大幅（ｍｍ）であり、Ｗｈは前記溶接初期部の余盛りの最小高さ（ｍｍ）である。 A method for manufacturing a lap fillet welded joint of a steel plate in which two steel plates are stacked to form a fillet welded portion between the end face of one steel plate and the surface of the other steel plate.
The chemical composition of the steel sheet is mass%.
C: 0.04 to 0.08%,
Si: 0.01-0.1%,
Mn: 1.0 to less than 2.0%,
P: less than 0.03%,
S: less than 0.005%,
Al: 0.25 to 0.80%,
Ti: 0 to less than 0.15%,
Nb: Containing less than 0-0.05%, the balance consisting of iron and impurities,
By forming the fillet welded portion by arc welding at a welding speed of 120 to 180 cm / min,
Of the fillet welded portions, the maximum depth d of the undercut portion on the other steel plate side in the initial welding portion in the range from the welding start end to the distance X defined by the following equation (1) is the other. It is assumed that the thickness is less than 5.0% of the thickness of the steel plate, the initial welding portion has the dimensions and shapes specified by the following equations (2) to (4), and there is no pit in the initial welding portion. , How to manufacture lap fillet welded joints.
2W ≤ X ≤ 10W ... (1)
Wb ≧ 0.9Wa… (2)
Wc ≦ 0.15Wb… (3)
Wh ≧ 0.05 Wb… (4)
In the above equations (1) to (4), Wa is the average value (mm) of the melt width at the stationary portion on the welding end end side of the fillet welded portion, and Wb is the melt width of the initial weld portion. It is the minimum value (mm), Wc is the maximum width (mm) of the undercut portion in the initial welding portion, and Wh is the minimum height (mm) of the surplus in the initial welding portion.
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