JP7060159B2

JP7060159B2 - Ｍｉｇ溶接方法

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Publication number: JP7060159B2
Application number: JP2021509933A
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Inventors: 恭平小西; 央海澤西; 広志松田; 善明村上
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Description

本発明は、シールドガスにＡｒガスを使用し、炭素鋼同士をアークの熱によって接合するＭＩＧ溶接方法に関する。ここで、上記Ａｒガスの組成は、Ａｒが体積分率で９９．０％超えであるものをいう。上記ＡｒガスからなるシールドガスをＡｒシールドガスともいう。

炭素鋼を対象としたＭＡＧ溶接では、シールドガスに含まれるＯ_２若しくはＣＯ_２が式（２）、（３）に示すようにアークの熱によって分解され、生成した酸素は溶融金属に溶解する。このように溶解した酸素は、溶接金属が凝固する際に気孔を生成したり、鉄と酸化反応を起こすことによって、溶接金属の機械的性能を劣化させる。このため、一般的に母材鋼板や溶接ワイヤ（以下、単に、ワイヤともいう。）には脱酸剤としてＳｉ、ＭｎまたはＴｉといった非鉄元素が添加されている。これにより、溶接金属中の酸素はＳｉＯ_２、ＭｎＯ、ＴｉＯ_２等からなるスラグとして排出される。
Ｏ_２→２[Ｏ] …(２)
ＣＯ_２→ＣＯ+[Ｏ] …(３)
一方、上記Ａｒシールドガスを使用したＭＩＧ溶接では、溶接金属への酸素の溶解が極めて少ないため、脱酸のみを目的とした元素の添加を必要としない。これにより、溶接継手の設計が容易になることに加え、溶接材料の製造コストの低減が見込まれる。また、酸化物であるスラグが生成しなくなるため、溶接金属表面におけるスラグの凝集・付着によって惹起される塗装性状の不良に対して、改善効果が期待される。さらに、温室効果ガスとして知られるＣＯ_２の使用量を大幅に低減できるため、環境保全に対しても大きなアドバンテージを持つ。

しかしながら、炭素鋼を対象としたＭＩＧ溶接には、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溶接は、一般的に、電極を陽極とする逆極性溶接であるため、母材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箇所を起点として陰極点が形成される。母材表面に強固な酸化皮膜を持つアルミニウム合金では、溶接線上の酸化皮膜を起点として陰極点が安定して形成するため、良好な溶接が可能である。しかし、比較的酸化皮膜が薄い、若しくは酸化皮膜を有しない炭素鋼で、かつＭＡＧ溶接と違ってＯ_２若しくはＣＯ_２由来の酸化物が生成しないＭＩＧ溶接では、陰極点が定まらず、仕事関数の低い箇所を求めて陰極点が母材表面を激しく動き回る。このため、溶接が安定せず、溶接ビードが蛇行した形状又は波打った形状となる。

この課題に対し、例えば特許文献１～３の技術によって課題を改善することが提案されている。特許文献１には、アークのふらつきが生じない限界までシールドガス中のＣＯ_２割合を減少させることで、従来のＭＡＧ溶接に比べて疲労特性を改善した継手を得られる溶接方法が記載されている。
特許文献２には、ＴＩＧ溶接とＭＩＧ溶接の複合化によってＭＩＧ溶接におけるアークを安定化させ、ビード蛇行のない良好な継手が得られる溶接方法が記載されている。
特許文献３には、フラックス入りワイヤを使用し、鋼製外皮を早期溶融、フラックスを遅延溶融とした２段階溶融させることで、ワイヤ断面が一様に溶融することを防ぎ、ＭＩＧ溶接においても規則的な溶滴移行を実現する溶接方法が記載されている。

特許第６３７３５４９号公報特開昭５３－０３４６５３号公報特許第５２０５１１５号公報

しかし、特許文献１に開示されている溶接方法では、シールドガス中に含まれる酸化性ガスが、ＣＯ_２の場合には体積％で３％以上、Ｏ_２の場合には体積％で１％以上、ＣＯ_２とＯ_２の両方からなる場合には体積％で３％以上含まれているため、僅かながらスラグが生成し、該スラグを起点とした継手特性の劣化は避けられない。さらに、鋼板やワイヤの超ハイテン化に伴う添加合金元素の増加はスラグ生成量の増加を助長することが懸念される。

特許文献２の溶接方法では、ＴＩＧ溶接とＭＩＧ溶接を同時に行うため、溶接装置、特に溶接トーチが複雑化ならびに大型化し、溶接条件等のパラメータの管理が多くなること、また、３次元的な形状の継手に対しての適用が困難であることから、実用性が乏しい。

特許文献３の溶接方法では、陰極点を安定にするため、表面に酸素が吸着または酸化している鉄粉をフラックスに混入させている。しかし、酸素供給量が余剰となった場合、シールドガスがＡｒガスでも溶接金属の酸素含有量は増加すると考えられる。また、ワイヤ組成を調整する必要があるため、多種多様な鋼板全てに特許文献３の溶接方法を適用できるとは言い難い。

本発明は、これらの課題を鑑みてなされたものであり、特殊な装置を使用することなく、かつロバスト性が高く、溶接金属への酸素の混入を防ぎ、スラグの生成を抑制できると共に、ビード形状が良好な溶接継手を安定的に得ることができるＭＩＧ溶接方法を提供することを目的とする。

本発明者らは、溶接実験によるアーク挙動観察から、炭素鋼を対象としたＭＩＧ溶接で問題とされている溶接ビードの蛇行・波打ち現象の主たる原因は、不安定な溶滴移行であると考えるに至った。
具体的には、溶接電流値が３００Ａ以下の条件において、ＭＩＧ溶接の溶滴移行には、ワイヤが溶融し、細長い液柱から連続的に溶融池へと輸送される形態と、ワイヤ先端に大きな溶滴が生成し、それが落下若しくは短絡により溶融池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、ワイヤ先端から溶滴を規則的に離脱させることが有効と考えられる。しかし、シールドガスがＡｒガスの場合、ワイヤに作用する電磁ピンチ力が小さく、溶滴の離脱が困難となるため、本発明ではワイヤ先端を短絡させることで溶滴移行を安定化させる。

本発明は、上記の知見に立脚するものであり、その要旨は次のとおりである。
［１］Ａｒシールドガスを用いた炭素鋼のＭＩＧ溶接方法であって、溶接ワイヤと母材が短絡し、溶接中の平均短絡周波数が２０～３００Ｈｚとなり、かつ最大短絡周期が１．５ｓ以下となる、ＭＩＧ溶接方法。
［２］前記ＭＩＧ溶接方法の溶接電流をパルス電流とし、下記の式（１）で算出される値Ｘが、５０≦Ｘ≦２５０を満足する、［１］に記載のＭＩＧ溶接方法。
Ｘ＝Ｉ_ｐｔ_ｐ／Ｌ＋(Ｉ_ｐ＋Ｉ_ｂ)(ｔ_ｕｐ＋ｔ_ｄｏｗｎ)／(２Ｌ)‥‥（１）
ここで、（１）式における、Ｉ_ｐ：ピ－ク電流(Ａ)、Ｉ_ｂ：ベース電流(Ａ)、ｔ_ｐ：ピーク期間(ｍｓ)、ｔ_ｕｐ：立ち上がり期間(ｍｓ)、ｔ_ｄｏｗｎ：立ち下がり期間(ｍｓ)、Ｌ：コンタクトチップと母材間の距離(ｍｍ)である。
［３］前記溶接ワイヤは、ソリッドワイヤである、［１］または［２］に記載のＭＩＧ溶接方法。
［４］前記ソリッドワイヤは、Ｃ：０．０２０～０．１５０質量％、Ｓｉ：０．２０～１．００質量％、Ｍｎ：０．５０～２．５０質量％、Ｐ：０．０２０質量％以下、Ｓ：０．０３質量％以下を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物であるワイヤ組成を有する、［３］に記載のＭＩＧ溶接方法。
［５］前記ワイヤ組成に加えてさらに、Ｎｉ：０．０２～３．５０質量％、Ｃｒ：０．０１～１．５０質量％、Ｔｉ：０．１５質量％以下、Ｍｏ：０．８質量％以下、のうち１種または２種以上を含有する、［４］に記載のＭＩＧ溶接方法。

本発明によれば、ビード形状が良好な溶接継手を安定的に得ることができる。しかも、従来のＭＡＧ溶接またはＭＩＧ溶接で用いる溶接装置を特別な仕様に変更することなくそのまま使用するため、従来と同等のロバスト性を確保したまま、溶接金属への酸素の混入およびスラグの生成を抑制することができる。また、耐食性および疲労特性の優れた溶接継手を安定的に得ることができるＭＩＧ溶接を実現することができるという優れた効果を奏する。

図１は、本発明の実施形態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ＭＩＧ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。図４は、本発明のＭＩＧ溶接におけるパルス電流波形を示す概略図である。図５は、本発明の実施例における、溶接ビード止端部のフランク角を説明する概略図である。

以下、図面を参照し、本発明を具体的に説明する。図１は、本発明の実施形態の一例を示す概略図である。この例では、代表として重ね継手のすみ肉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、例えば鋼板である母材３を２枚重ねて形成した段差のすみ部からなる溶接線）へ連続的に送給される溶接ワイヤ１を陽極、母材３を陰極として、溶接電源（図示せず）から溶接電圧が印加される。溶接トーチ２内から供給されるＡｒシールドガス（図示せず）の一部が電離・プラズマ化することで溶接ワイヤ１と母材３の間にアーク５が形成される。また、上記Ａｒシールドガスの内、電離を生じず溶接トーチ２から母材３へと流れる分は、アーク５および母材３が溶融し形成される溶融池（図１では図示せず）を外気から遮断する役割を持つ。アーク５の熱によって、溶接ワイヤ１の先端部が溶融して溶滴となり、該溶滴が、電磁力や重力等によって溶融池へと輸送される。この現象が、溶接トーチ２または母材３の移動に伴って連続的に生じることで、溶接線の後方では溶融池が凝固し、溶接ビード６が形成される。これにより、少なくとも２枚の鋼板の接合が達成される。

一方、炭素鋼を対象とした場合、従来のＭＩＧ溶接では、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箇所を起点として陰極点が形成される。母材表面に強固な酸化皮膜を持つアルミニウム合金では、溶接線上の酸化皮膜を起点として陰極点が安定して形成するため良好な溶接が可能である。しかし、比較的酸化皮膜が薄い、若しくは酸化皮膜を有しない炭素鋼で、かつＭＡＧ溶接と違ってＯ_２またはＣＯ_２由来の酸化物が生成しないＭＩＧ溶接では、陰極点が定まらず、仕事関数の低い箇所を求めて陰極点が母材表面を激しく動き回る。このため、溶接が安定せず、溶接ビードが蛇行した形状又は波打った形状となる。

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観察を実施し、炭素鋼を対象としたＭＩＧ溶接で問題とされている溶接ビードの蛇行・波打ち形状の主たる原因は、不安定な溶滴移行であると考えるに至った。
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。具体的には、溶接電流値が３００Ａ以下の条件において、従来のＭＩＧ溶接の溶滴移行では、図２（ａ）のようにワイヤ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、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と考えられるが、Ａｒシールドガスの場合、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、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見出した。
溶接ワイヤ１先端の溶滴７の体積は、小さ過ぎても大き過ぎても溶接が不安定化するため、一回の短絡で溶融池８へと輸送されるワイヤ１先端の溶滴７の体積は、ワイヤ径と同径の球の体積程度であることが望ましい。そのため、本発明では、短絡移行の平均周波数（平均短絡周波数）Ｆ（Ｈｚ）は、２０～３００Ｈｚとする。これに加え、良好なビード形状を得るためには、短絡が周期的に起こることが望ましく、最大短絡周期t_ｃｙｃ（ｓ（秒））は１．５ｓ以下する。

ここで、最大短絡周期t_ｃｙｃとは、毎回一定であるとは限らず、ひとつの溶接パスの中での短絡周期のうち最大のものを意味する。したがって、最大短絡周期が１．５ｓ以下であることは、毎回の短絡周期が１．５ｓを超えないことと同義である。これにより、Ａｒシールドガスを使用したＭＩＧ溶接でも規則的な溶滴移行を実現し、安定した溶接ビードが得られる。
平均短絡周波数Ｆは、Ｆ＜２０Ｈｚでは、スプレー移行の混在が顕著となって、溶滴移行が不規則となり、Ｆ＞３００Ｈｚでは、短絡に伴うアークの再点弧によって溶融池が乱れる。このため、いずれの場合も溶接ビードの蛇行・波打ちをなくすのは困難である。なお、好ましくは、Ｆは、４０～２８０Ｈｚである。
また、平均短絡周波数Ｆが、２０≦Ｆ(Ｈｚ)≦３００を満たす条件でも、最大短絡周期がｔ_ｃｙｃ＞１．５ｓでは、アークのふらつきが生じ、良好な溶接ビードが得られない。なお、好ましくは、ｔ_ｃｙｃ＜１．０ｓである。より好ましくは０．２ｓ以下である。

ここで、短絡移行の平均周波数（平均短絡周波数）Ｆ(Ｈｚ)は、例えばオシロスコープで溶接進行中のアーク電圧の推移を監視してそれがゼロになる回数をカウントし、カウント数を監視時間で割って１秒あたりのカウント数を求めることにより測定することができる。上記監視時間は、短すぎると上記カウント数のばらつきが大きくなるため、１０ｓ以上とするのが好ましい。平均短絡周波数Ｆの測定値が目標値になるように溶接条件を調節することで、２０≦Ｆ(Ｈｚ)≦３００を実現できる。
なお、溶接条件の好ましい範囲としては、例えば、溶接電流＝１５０～３００Ａ、アーク電圧＝２０～３５Ｖ、コンタクトチップと母材間の距離（以下、ＣＴＷＤともいう。）＝５～３０ｍｍ、Ａｒシールドガス流量＝１５～２５Ｌ／ｍｉｎが挙げられる。なお、溶接電流、アーク電圧は、各溶接パス内での平均値である。

さらに、平均短絡周波数および最大短絡周期を上記の範囲にする手法は、特に限定しない。例えば、図４に示すようなパルス電流による電流波形制御を付与し、ピーク電流をＩ_ｐ(Ａ)、ベース電流をＩ_ｂ(Ａ)、ピーク期間をｔ_ｐ(ｍｓ)、立ち上がり期間をｔ_ｕｐ(ｍｓ)、立ち下がり期間をｔ_ｄｏｗｎ(ｍｓ)、ＣＴＷＤをＬ(ｍｍ)としたとき、下記の式（１）で算出されるＸ(Ａ・ｓ／ｍ)の値が５０≦Ｘ≦２５０を満たすことで、本発明の効果をより有効に得ることができる。
Ｘ=Ｉ_ｐｔ_ｐ／Ｌ+(Ｉ_ｐ＋Ｉ_ｂ)(ｔ_ｕｐ＋ｔ_ｄｏｗｎ)／(２Ｌ)‥‥(１)

Ｘが５０Ａ・ｓ／ｍ未満と小さくなりすぎると、従来のＭＩＧ溶接で課題とされているアークのふらつきや溶滴移行の不安定化が発生する場合がある。また、Ｘが２５０Ａ・ｓ／ｍを超えて大きくなりすぎると、ワイヤが溶融池へ突っ込んだり、成長した溶滴が短絡時に飛散して、ビード形状の劣化やスパッタ付着などを生じる場合がある。なお、Ｘ(Ａ・ｓ／ｍ)の値は、より好ましくは、６０≦Ｘ≦２３０である。

また、式（１）において、Ｌは、過小であるとトーチの損耗が激しく溶接が不安定化し、過大であるとアークのふらつきが発生する。このため、Ｌは、５～３０ｍｍが好ましく、より好ましくは８～２０ｍｍである。
Ｉ_ｐは、過小であると十分な入熱が確保できずビード形状の劣化を生じ、過大であると溶落ちを引き起こしたり、スパッタの増加を招くため、２５０～６００Ａが好ましい。Ｉ_ｐは、より好ましくは４００Ａ以上であり、より好ましくは５００Ａ以下である。
Ｉ_ｂは、過小であるとアークが不安定化し、過大であると溶落ちを引き起こすため、３０～１２０Ａが好ましい。Ｉ_ｂは、より好ましくは４０Ａ以上であり、より好ましくは１００Ａ以下である。
ｔ_ｐは、過小であると入熱を十分に確保できず、過大であると溶落ちを引き起こすため、０．１～５．０ｍｓが好ましい。ｔ_ｐは、より好ましくは１．０ｍｓ以上であり、より好ましくは４．５ｍｓ以下である。
ｔ_ｕｐならびにｔ_ｄｏｗｎは、過小であるとアークのふらつきを誘発し、過大であるとビード形状の劣化を招くため、それぞれ０．１～３．０ｍｓが好ましい。ｔ_ｕｐならびにｔ_ｄｏｗｎは、それぞれ、より好ましくは０．５ｍｓ以上であり、より好ましくは２．５ｍｓ以下である。

なお、ベース期間をｔ_ｂ(ｍｓ)とすると、ｔ_ｂは、過小であると溶滴が小さすぎ、過大であると溶滴が大きくなりすぎるため、いずれの場合でも溶接が不安定化する。よって、ｔ_ｂは０．１～１０．０ｍｓが好ましい。より好ましくは１．０ｍｓ以上であり、より好ましくは８．０ｍｓ以下である。

なお、本発明では、パルス電流の毎周期に１短絡を起こさせる必要はなく、１～数パルスで１短絡を起こさせればよい。また、１～数パルスで１短絡を生じさせることができるのであれば、パルス電流のパルス周波数は、特に限定しない。

本発明で、パルス電流を導入する狙いは、ベース期間において低電流とすることでアークのふらつきを抑制しながら溶滴の安定成長を促進すること、ピーク期間から立ち下がり期間にかけて、電磁力やＡｒシールドガスのせん断力によって、成長した溶滴をワイヤから離脱させるのではなく、成長した溶滴を溶融池へと押し下げることで、短絡を促進することにある。

本発明による上記のＭＩＧ溶接の安定化手法では、酸素の供給や特別な元素の添加を必要としない。このため、溶接ワイヤとして、フラックス入りワイヤに比べてより安価であるソリッドワイヤを使用することで、プロセスの低コスト化を実現できる。

本発明では、使用するソリッドワイヤのワイヤ組成（ワイヤの成分組成）は、特に限定しない。好適なワイヤ組成として、例えば、Ｃ：０．０２０～０．１５０質量％、Ｓｉ：０．２０～１．００質量％、Ｍｎ：０．５０～２．５０質量％、Ｐ：０．０２０質量％以下、Ｓ：０．０３質量％以下を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物であるワイヤ組成が挙げられる。かかるワイヤ組成であれば、適宜の成分調整により軟鋼～超ハイテンの広範囲の鋼種のＭＩＧ溶接に適用することができる。

ここで、Ｃは、溶接金属の強度を確保するのに必要な元素であり、溶融メタルの粘性を低下させて流動性を向上させる効果がある。しかし、Ｃ含有量が０．０２０質量％未満では、溶接金属の強度を確保できない。一方、Ｃ含有量が０．１５０質量％を超えると、溶接金属の靭性が低下する。したがって、Ｃ含有量は０．０２０～０．１５０質量％が好ましい。

Ｓｉは、脱酸作用を有する一方で、適当量の添加によって溶接金属の焼入れ性を高め、溶接金属の靭性、強度向上に寄与する元素である。ＭＩＧ溶接ではＡｒシールドガスによって溶接金属への酸素の混入を抑制することができる。Ｓｉによる脱酸作用は特段必要ないが、Ｓｉ含有量が０．２０質量％未満では、溶接施工時に溶滴や溶融プールが揺動し、スパッタが多量に発生する。一方、Ｓｉ含有量が１．００質量％を超えると、溶接金属の靭性が低下する。したがって、Ｓｉ含有量は０．２０～１．００質量％が好ましい。

Ｍｎは、Ｓｉと同様に脱酸作用を有するとともに、溶接金属の機械的性質を向上させる元素である。しかし、Ｍｎ含有量が０．５０質量％未満では、溶接金属中に残留するＭｎ量が不足して十分な強度と靭性が得られない。一方、Ｍｎ含有量が２．５０質量％を超えると、溶接金属の靭性が低下する。したがって、Ｍｎ含有量は０．５０～２．５０質量％が好ましい。

Ｐは、製鋼工程および鋳造工程で鋼中に不純物として混入する元素であり、溶接金属の耐高温割れ性を低下させる元素であり、可能な限り減少させることが好ましい。とくに、Ｐ含有量が０．０２０質量％を超えると、溶接金属の耐高温割れ性が著しく低下する。したがって、Ｐ含有量は０．０２０質量％以下が好ましい。

Ｓは、鋼素線に不可避的に含有される不純物であり、溶接金属の耐高温割れ性を低下させる元素であり、可能な限り減少させることが好ましい。とくに、Ｓ含有量が０．０３質量％を超えると、溶接金属の高温割れが発生し易くなる。したがって、Ｓ含有量は０．０３質量％以下が好ましい。

なお、前記不可避的不純物としてＮ、Ｃｕが特記される。Ｎは、鋼材を溶製する段階や鋼素線を製造する段階で不可避的に混入する不純物であり、溶接金属の靭性に悪影響を及ぼすため、その含有量は０．０１質量％以下に抑えるのが好ましい。Ｃｕは、鋼素線に不可避的に含有される不純物であり、溶接金属の靭性を低下させる元素であり、とくにその含有量が３．０質量％を超えると、溶接金属の靭性が著しく低下する。したがって、Ｃｕ含有量は３．０質量％以下が好ましい。

また、上記組成に加えてさらに、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｔｉ、Ｍｏのうち１種または２種以上を適宜添加してもよい。
Ｎｉは、溶接金属の強度を増加し、耐候性を向上させる元素である。しかし、Ｎｉ含有量が０．０２質量％未満であると、このような効果は得られない。一方、Ｎｉ含有量が３．５０質量％を超えると、溶接金属の靭性の低下を招く。したがって、Ｎｉを添加する場合、Ｎｉ含有量は０．０２～３．５０質量％が好ましい。

Ｃｒは、Ｎｉと同様、溶接金属の強度を増加し、耐候性を向上させる元素である。しかし、Ｃｒ含有量が０．０１質量％未満であると、このような効果は得られない。一方、Ｃｒ含有量が１．５０質量％を超えると、溶接金属の靭性の低下を招く。したがって、Ｃｒを添加する場合、Ｃｒ含有量は０．０１～１．５０質量％が好ましい。

Ｔｉは、脱酸剤として作用し、かつ溶接金属の強度と靭性を向上させる元素である。また、Ｔｉは、アークを安定させて、スパッタを減少させる効果も有する。しかしＴｉ含有量が０．１５質量％を超えると、溶接施工時に溶滴が粗大になり大粒のスパッタが発生するばかりでなく、溶接金属の靭性が著しく低下する。したがって、Ｔｉを添加する場合、Ｔｉ含有量は０．１５質量％以下が好ましい。

Ｍｏは、溶接金属の強度を向上させる元素であるが、その含有量が０．８質量％を超えると、溶接金属の靭性が低下する。したがって、Ｍｏを添加する場合、Ｍｏ含有量は０．８質量％以下が好ましい。

以下、本発明の実施例について説明する。本実施例では、供試鋼板として、表１に示す鋼板組成を有する板厚２．６ｍｍの鋼板を用いて、表２に示すＭＩＧ溶接条件の下で、重ね継手のすみ肉溶接を行った。溶接ワイヤとしては、表３に示すワイヤ組成を有する直径１．２ｍｍのソリッドワイヤを用いた。

溶接後のビード形状を評価した結果を表２に示す。
表２に示す、「符号◎」は、「ビード幅の最小値（Ｗ_ｍｉｎ）をビード幅の最大値（Ｗ_ｍａｘ）で除した値（Ｗ_ｍｉｎ／Ｗ_ｍａｘ）が０．７以上」、かつ、「フランク角（θ）が１２０°以上」の場合である。
「符号〇」は、「ビード幅の最小値をビード幅の最大値で除した値（Ｗ_ｍｉｎ／Ｗ_ｍａｘ）が０．７以上」、かつ、「フランク角（θ）が１００°以上１２０°未満」の場合、または、「ビード幅の最小値をビード幅の最大値で除した値（Ｗ_ｍｉｎ／Ｗ_ｍａｘ）が０．６以上０．７未満」、かつ、「フランク角（θ）が１２０°以上」の場合である。
「符号△」は、「ビード幅の最小値をビード幅の最大値で除した値（Ｗ_ｍｉｎ／Ｗ_ｍａｘ）が０．６以上０．７未満」、かつ「フランク角（θ）が１００°以上１２０°未満」の場合である。
「符号×」は、「ビード幅の最小値をビード幅の最大値で除した値（Ｗ_ｍｉｎ／Ｗ_ｍａｘ）が０．６未満」、および「フランク角（θ）が１００°未満」のうち少なくとも１つに該当する場合である。
なお、ビード幅の最小値およびビード幅の最大値は、溶接ビード６のビード始終端部（各々長さ１５ｍｍ）を除いた領域の表面を撮影し、得られた写真を解析して測定する。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、ビード始終端部を除いて任意の部位（長さ１００ｍｍ）の表面を撮影する。
また、フランク角は形状測定によって求める。図５には溶接ビード止端部およびその周辺の概略図を示しており、図５中の角度α（°）が、溶接ビード止端部のフランク角である。
なお、上記した「Ｗ_ｍｉｎ／Ｗ_ｍａｘ」は、溶接ビードの蛇行および波打ち度合いを示す指標である。
表２より、評価を示す符号が◎、〇、△である本発明例（Ｎｏ．５～２１）は、平均短絡周波数Ｆが２０Ｈｚ以上３００Ｈｚ以下で、かつ最大短絡周期ｔ_ｃｙｃが１．５ｓ以下を満たしていた。その結果、溶接ビード形成は安定し、溶接ビードの蛇行・波打ちが少なく、フランク角（θ）が大きく止端形状が平滑な溶接ビードが得られた。符号が〇である本発明例では、上記効果が顕著であり、符号が◎である本発明例では、上記効果がより顕著であった。
これに対し、表２に示す評価の符号が×である比較例（Ｎｏ．１～４、２２）は、平均短絡周波数Ｆが２０Ｈｚ未満、若しくは最大短絡周期ｔ_ｃｙｃが１．５ｓ以上であり、溶接ビード形成は不安定であった。その結果、溶接ビードの蛇行・波打ちが大きい、およびフランク角（θ）が小さい凸ビードのうち、少なくとも１つが現れた。
また、符号が◎である本発明例（Ｎｏ．５、７～９、１１、１２、１５、２０）から、軟鋼用（表３中のワイヤ記号Ｗ１）～超ハイテン用（表３中のワイヤ記号Ｗ２）のいずれの溶接ワイヤを用いても安定した溶接ビードが得られることが確認できた。

１溶接ワイヤ（ワイヤ）
２溶接トーチ
３母材
５アーク
６溶接ビード
７溶滴
８溶融池
９溶接金属
１０溶接止端部

Claims

Ａｒシールドガスを用いた炭素鋼のＭＩＧ溶接方法であって、
溶接ワイヤと母材が短絡し、溶接中の平均短絡周波数が２０～３００Ｈｚとなり、かつ最大短絡周期が１．５ｓ以下となり、前記ＭＩＧ溶接方法の溶接電流をパルス電流とし、下記の式（１）で算出される値Ｘが、５０≦Ｘ≦２５０を満足する、ＭＩＧ溶接方法。
Ｘ＝Ｉ _ｐｔ _ｐ／Ｌ＋(Ｉ _ｐ＋Ｉ _ｂ )(ｔ _ｕｐ＋ｔ _ｄｏｗｎ )／(２Ｌ)‥‥（１）
ここで、（１）式における、Ｉ _ｐ：ピ－ク電流(Ａ)、Ｉ _ｂ：ベース電流(Ａ)、ｔ _ｐ：ピーク期間(ｍｓ)、ｔ _ｕｐ：立ち上がり期間(ｍｓ)、ｔ _ｄｏｗｎ：立ち下がり期間(ｍｓ)、Ｌ：コンタクトチップと母材間の距離(ｍｍ)である。
前記溶接ワイヤは、ソリッドワイヤである、請求項１に記載のＭＩＧ溶接方法。
前記ソリッドワイヤは、Ｃ：０．０２０～０．１５０質量％、Ｓｉ：０．２０～１．００質量％、Ｍｎ：０．５０～２．５０質量％、Ｐ：０．０２０質量％以下、Ｓ：０．０３質量％以下を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物であるワイヤ組成を有する、請求項２に記載のＭＩＧ溶接方法。
前記ワイヤ組成に加えてさらに、Ｎｉ：０．０２～３．５０質量％、Ｃｒ：０．０１～１．５０質量％、Ｔｉ：０．１５質量％以下、Ｍｏ：０．８質量％以下、のうち１種または２種以上を含有する、請求項３に記載のＭＩＧ溶接方法。