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はじめにアーク放電の発生とプラズマ

19世紀初頭に英国のデイビー卿が電気アーク放電を発

大気圧中のガスは，一般的に，室温において電気的に見してから約 200 年 ，周知のように，電気アーク放電は素晴らしい絶縁体である2)．一方，水（H2O）は，零℃以熱源としての安定性および制御性に優れ，また関連装置

下では固体の氷であるが，零℃から 100℃ の間は液体のの安価なことから様々な工業技術に応用されてきた．そ状態で，100℃ を越すと気体（ガス）の水蒸気になる．この中でも，電気アーク放電を利用したアーク溶接技術は，のように物質は温度変化によってその状態を変化させる

素材から製品の組み立てに至るものづくりの中核を成すが，さらに水蒸気を加熱すれば H2O 分子が解離・電離し生産加工プロセスとして，自動車，車両，船舶，機械，てガス中にイオンや電子といった電気を帯びた粒子が発

建築，橋梁，エネルギープラント等あらゆる製造業分野生し，絶縁体が導電体に変わる．電気を流すガスは固体，に浸透し活用されている．アーク溶接という生産加工プ

液体，気体とは異なった性質を示すことから，第四の状

ロセスは，高々１立方センチメートルという空間の中で態であると言われている3)．この状態をプラズマと呼び，「電極−アークプラズマ−溶融金属−母材」という固相，プラズマでは電子の数とイオンの数が等しくなり，全体液相，気相，プラズマの４つの状態が混相して干渉し合的には電気的に中性になる4)．

1)

う複雑な高温プロセスである．アーク溶接プロセスに関先程も述べたように，ガスは室温において電気的絶縁わる技術者は，この点を十分に理解し，効率とコストを体であるが，例えば，大気圧空気には室温においても1立考慮しながら接合部，ひいては組み立てられる部材や製方センチメートルあたり 1〜100 個というごくわずかな電品に至るまで，その安全性および信頼性を保証しなけれ子が存在している2，5)．図１のように，ガスで満たされたばならない．

陰極と陽極の間に高電界（大気圧のアルゴンで 5 kV/cm

本稿では，溶接技術に携わる技術者を対象として，ア程度）を印加することにより電界で加速されたごくわずークの基本について解説する．特に，ティグ溶接法を例に取り上げ，加熱・溶融・凝固・冷却という一連の過程をたどり接合部を形成していくアーク溶接プロセスにおいて，投入したエネルギーがどのような熱源として発生し，その熱源からどのようにして材料にエネルギーが伝達され，そのエネルギーが材料中をどのように輸送されるのか，という溶接プロセスの中でも最も基本的な現象について解説する．本稿が溶接技術者にとって溶接アークのより明快な理解の一助になれば幸いである．

図１50

溶接接合教室−基礎を学ぶ− 田中：アーク及びティグ溶接

直流放電の電気回路

153

図２

大気圧アルゴンティグアークの電流-電圧特性6）

図４

図３

直流放電の放電モードと電流・電圧の関係

ティグアークにおける空間電位分布

つかの放電モードが存在する2)．アーク放電と他の放電モードを明確に区別する定義はないが，アーク放電は他の放電と比較して①比較的高い電流密度（グロー放電では 1かな電子が空間中のガス分子を次々に衝突電離させ，電〜10 mA/cm2，アーク放電では＞100 A/cm2），②低い陰極子やイオンが急激に増殖される．このようにして，瞬間降下電圧（グロー放電では 100 V 以上，アーク放電では的にガスの導電性が上昇すること（すなわち，絶縁破壊）

数 V〜10 V），③高い光輝度，といった特徴を持っており2)，により両電極間で連続的に電流が流れるようになる．こ放電電流が図３に示すように概ね 1 A 程度を最小値としれを気体放電と呼び，その一つがアーク放電である．もた放電モードである．

ちろん，そのガスの状態はプラズマになっている．

気体の直流放電では，その内部構造として一般的に３

ところで，ガス分子の電離反応は吸熱反応であり，エつの領域に分けて考えられる場合が多く，それらをティネルギーを必要とする．アーク放電によって発生したプグアークの典型的な写真と合わせて図４に示す．アーク

ラズマをアークプラズマと呼ぶが，アークプラズマを維

空間は陰極降下領域，アーク柱領域，陽極降下領域の３持しているエネルギーは，アークプラズマという電気抵つの領域で構成されており，それぞれの領域には陰極降抗体を流れるアーク電流によって生ずるジュール加熱と下電圧，アーク柱電圧，陽極降下電圧と呼ばれる電位差いうことができる5)．図２に大気圧アルゴンのティグアーが存在し，それらの総和がアーク電圧として定義される5)．

クの電流・電圧特性を示す6)．アーク長によって抵抗体のまた，それぞれの空間的厚みの総和はアーク長として定長さが異なってくるのでそれに合わせてアーク電圧も変義される．先程の説明のように，アーク放電を特徴づけ化するが，概ね 10 V〜20 V 程度でありアークの消費電力る一つとして「低い陰極降下電圧」が挙げられたが，放（電流×電圧）としては 1 kW〜10 kW 程度になる．この電電圧は図２に示されるように電極間距離（アーク長）エネルギーが数ミリメートル程度の陰極−陽極両電極間によっても大きく依存するので，放電電圧に比べて陰極に投入されるため，ガスが十分に加熱され高温のプラズ降下電圧の方が放電モードを特徴づけるのに適切な指標マ状態になる．なお，アークプラズマの温度については，になる．

過去に多くの研究者によって測定されているが7)，特に平岡によって各種計測方法を用いて精力的に測定されていプラズマの輸送係数る8−10)．アーク電流やシールドガスにもよるが，平岡の結果によると，アーク電流 100 A，アーク長 5 mm の大気圧１万度に達する高温のプラズマでは，プラズマを構成アルゴンのティグアークにおいて最大で約 17,500 K となする電子，イオン，中性粒子（原子や分子）が熱運動をり9)，同時に約 2×1017 cm−3 の電子密度が示されている10)．

行いながら相互に衝突を繰り返し，その運動量やエネル話を元に戻すが，気体放電には，図３に示すように，ギーを交換している11)．現実には，アークプラズマは高輝アーク放電ばかりではなく，グロー放電を代表とした幾度で特徴づけられるように強い光を放っており，また空溶接学会誌

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154(a)図５(b)大気圧下における (a) ヘリウムと (b) アルゴンのプラズマ平衡組成図

間的に大きな温度勾配が存在するが，頻繁で十分な衝突の結果，局所的な空間に限定すれば光子を介した反応が他の粒子間衝突による反応に比べて無視できるほど小さく，電離・解離と再結合がほぼ平衡し粒子の数密度や熱運動の挙動が変化しないと見なし得る場合には近似的に熱平衡が成立していると考えてもよく，このような状態を局所熱平衡（Local Thermodynamic Equilibrium = LTE）という 11，12)．LTE 状態であるプラズマは熱プラズマと呼ばれる 13)．LTE を満たすクライテリオンは，大気圧のアルゴンプラズマの場合，電子密度が ne > 1017 cm−3 を満足することであると考えられている14)．前述のように，平岡が実測した大気圧アルゴンのティグアークにおける電子密度10)はこのクライテリオンを満たしており，大気圧ティグアークプラズマは熱プラズマであると仮定することが

図６

できよう．

ヘリウムとアルゴンの電気伝導率

アークプラズマが熱プラズマである場合，図５のように温度ごとのプラズマ組成が熱力学的に既知となり15)，さ流域では投入電力が小さいためにアークプラズマの温度

らには電気伝導率，熱伝導率，比熱，粘性などのプラズが低く電気伝導率が小さい．しかしながら，アーク電流マ輸送係数も温度ごとに導くことができるようになる16)．の増加とともにプラズマ温度が上昇して電気伝導率も上

図６はヘリウムとアルゴンの電気伝導率を示したもので昇する．これが図２の負抵抗特性に相当する．一方，図ある．プラズマ中の電子密度は，前に触れたように，ア６に示すように 15,000 K 以上の高温領域ではプラズマのーク放電の電気抵抗率（換言すれば，電気伝導率）に直電気伝導率が漸近的に一定値に近づくが，高電流側では結していることから図５より簡単に想像されるが，投入電力が大きいためにプラズマ温度がその領域付近に10,000 K 以下の温度領域でのヘリウムの電気伝導率が著なり，電気伝導率の上昇が小さくなる．電気伝導率の変しく小さいことがわかる．これは，ヘリウムとアルゴン化が小さければアーク放電の電流−電圧特性はオームのの電離エネルギーがそれぞれ 24.58 eV，15.76 eV であり17)，

法則に従って，図２にみるように，電流とともに電圧がヘリウムの電離エネルギーがアルゴンのそれに比べて 1.5上昇する正抵抗特性を示すのである．実際には，電子を倍以上も大きい，すなわち，ヘリウムの方がアルゴンに放出するタングステン電極での陰極現象も同時に関係し比べてイオンになりにくいことに起因している．一方，ているのでこのように簡単に説明することはできないが図２のアルゴンティグアークの電流−電圧特性において，

18)

アーク長にかかわらず概ねアーク電流 100 A 程度を境に視的に理解するには差し支えないだろう．

，プラズマの輸送特性とアーク放電特性を関連づけて巨低電流側では電流とともに電圧が下がる負抵抗特性を示

プラズマの輸送係数には，もちろん，ガス分子の電離し，逆に高電流側では正抵抗特性を示すことがわかる．

エネルギーのみが影響を与えるわけではない．ガス分子

これを図６のプラズマの電気伝導率と比較すると，小電の質量，ガス分子が多原子分子であるならば解離エネル

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溶接接合教室−基礎を学ぶ− 田中：アーク及びティグ溶接

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ギー，原子数や分子構造なども重要な因子になる19)．参考
までに，各種ガスの熱伝導率および比熱をそれぞれ図７，図８に示す．水素（H2）は，解離（4,000 K 付近）を伴う上に解離後の原子（H）の質量および半径が小さいため熱速度と平均自由行程が大きくなり，熱伝導率が極めて大きくなる．一方，比熱においては，ヘリウムは質量が小さいために見掛けの比熱が大きくなっているが，溶接用シールドガスとしてポピュラーな炭酸ガス（CO 2）に代表されるように，単原子分子に比べて多原子分子は解離反応の他に分子の振動や回転のエネルギーも加わるた
め比熱が大きくなり19)，加熱されにくく熱拡散の小さいガス特性を示すことになる．

図７

各種ガスの熱伝導率

水冷銅板上のティグアーク
アーク電流 150 A，アーク長 5 mm，タングステン電極（陰極）先端角度 60°，シールドガスをアルゴンとし，母材（陽極）を水冷銅板とした場合の数値計算シミュレー
ションの結果を図９に示す20)．(a) は温度場と電子密度場，(b) は圧力場と速度場である．タングステン電極の最高温
度は先端部で約 3,300 K，アークプラズマのそれは電極近傍で約 17,000 K，銅母材のそれは中心部で約 600 K である．電子密度では，アーク柱中心部において 1.5×
10 17 cm −3 を越えていることがわかる．アーク電流の条件は異なるが，プラズマ温度と電子密度ともに前項で示した平岡の実験結果 9，10)に非常によく一致している．一方，速度場を見ると，アークプラズマ領域においてタングステン電極領域からアーク中心部を通って母材表面に向かって強く流れるプラズマ気流が示されており，その最高速度は 217 m/s に達している．この気流は，図10に示す
ように，電極近傍での電流路の収縮がローレンツ力（j×図８

各種ガスの比熱B）による強い電磁ピンチを起こしてアークプラズマを緊縮させ，結果として図 9 (b) の圧力場に見るように電極近(a)図９(b)

水冷銅板上のアルゴンティグアークの (a) 温度場と電子密度場，(b) 圧力場と速度場
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図10

アーク電流とその自己誘導磁場によるローレンツ力（j×B）およびプラズマ気流の概念図

傍からアーク中心部にかけて圧力勾配が生じ，それが駆動力となって発生したプラズマの強い流れである．プラズマ気流は母材の表面で外周方向（半径方向）へと向きを変えるが，この時の慣性力がアーク圧力として働く．
シミュレーションでは，陽極前面の中心部において402 Pa の最大アーク圧力になっている．
図11

エネルギーバランスと熱効率
図11は，図９に示したティグアークの全エネルギーバ

ティグアークの「タングステン陰極−アークプラズマ−水冷銅陽極」系のエネルギーバランス

ランスを数値的に表したものである．タングステン電極，アークプラズマ，母材のそれぞれにおいて 41 W，1579 W， （電子流）によって旨く母材（陽極）へ輸送されていると0 W のジュール発熱が生じており，ティグアークにおけころにあると言える．すなわち，アーク放電を溶接プロる熱の約 97％ はアークプラズマにおけるジュール発熱にセスに応用した場合に熱効率の高い理由は，電極特有のよって発生することを示している．このように生じた熱エネルギー輸送にあると言えよう．

は電極や母材へ輸送される他，外部への熱損失として失われる．具体的には，タングステン電極への熱伝導加熱

シールドガスと溶接アークの熱的ピンチ効果として 482 W およびイオン流加熱として 256 W が輸送され，一方，母材への熱伝導加熱として 530 W が輸送される．また，アークプラズマからの放射損失および周囲ガ溶接アークにおける熱的ピンチ効果は，国際的な学術

スへの熱伝導損失として，それぞれ 309 W および 2 W が用語ではないが，アークが緊縮する一つの効果としてよ失われている．タングステン電極におけるエネルギーバ

く使用される用語である23)．例えば，マグ溶接において観ランスとしては，上述のアークプラズマからの加熱に対察される溶滴移行形態（スプレー移行）と炭酸ガスアーして，電子放出，電極上端への熱伝導，および放射によク溶接において観察される溶滴移行形態（グロビュールる熱損失がそれぞれ 675 W，70 W，34 W になってバラン移行）との違いが生じる理由を説明する際によく引き合スしている．一方，母材におけるエネルギーバランスといに出される24)．ここでは，数値計算シミュレーションにしては，上述のアークプラズマからの熱伝導加熱の他による仮想実験をとおして，溶接アークにおける熱的ピン電子流入射による加熱 675 W が加わり，逆に放射およびチ効果について解説する．

母材周辺への熱伝導による損失がそれぞれ 0.1 W およびまず，空想のシールドガスを考えてみよう．一つは比1205 W でバランスしている．このように，図 9 (a) で示

熱のみ大きいアルゴンガス，もう一つは熱伝導率のみ高し た温度場は以上のエネルギーバランスによって形成さいアルゴンガスである．前者の比熱は 9,000 K 以下をヘリれている．

ウムの比熱，9,000 K 以上を炭酸ガスの比熱に等しくさせアークの電力（アーク電流×アーク電圧）に対して，た（図８参照）．一方，後者の熱伝導率はヘリウムのそれ母材へ輸送される熱量（入熱量）の割合を熱効率と呼ぶ ．に等しくさせた（図７参照）．なお，密度，電気伝導率，

図11では，アーク電流 150 A，アーク電圧 10.8 V であるの粘性などの他の物性値はアルゴンのままである．図９はで，アークの電力は 1620 W になる．この場合の熱効率を通常のアルゴンの温度場と流れ場，図12は (a) 比熱のみ計算すると 74％ である．この数値は，過去に実測されたが高い場合，(b) 熱伝導率のみが高い場合の温度場と流れ結果とよく一致している21，22)．非消耗電極でありながらテ場を示している．アーク電流 150 A およびアーク長 5 mmィグアークにおける熱効率が比較的大きいのは，図11にはともに一定とし，母材に水冷銅板を想定した．

5)

見るように，タングステン電極へ輸送されたエネルギー

仮想実験により，比熱が高い場合にアーク柱が著しくの大部分が，見掛け上，陰極から陽極への電子の移動緊縮していることがわかる．図９の通常のアルゴンアー

54

溶接接合教室−基礎を学ぶ− 田中：アーク及びティグ溶接

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(a)
図12

(b)

空想のアルゴンをシールドガスに使用したティグアークの仮想実験．(a) 比熱のみが高い
場合，(b) 熱伝導率のみが高い場合の温度場と流れ場

流速度と中心部のプラズマ温度が低下し，速度は173 m/s に低下するとともに温度も 15,000 K に低下している．
以上，数値計算シミュレーションによる仮想実験でわかるように，溶接アークにおける熱的ピンチ効果は，主として，シールドガスが有する物性の中で熱伝導率よりも比熱の大きさに関わることがわかる．比熱が大きい場
合，アーク周辺への熱拡散が小さくなるためにアーク電流の通電経路がアークプラズマの高温部に制限される．
このため，電磁ピンチ効果が大きくなり誘起されるプラズマ気流が増大し，高速流によるアークの冷却が促進される．この結果として，アーク柱の緊縮が生じるが，それが熱的ピンチ効果の本質である25)．一方，シールドガスの熱伝導率の高さは，外方向へのアークの拡がりの他にタングステン電極先端部における高温部の拡がり，すなわちアークルート部の拡がりを導くことから電磁ピンチ
図13

空想のアルゴンをシールドガスに使用した
ティグアークの仮想実験．電気伝導率のみが低い場合の温度場と流れ場効果が弱くなり，結果的にプラズマ気流の運動量が小さく，またアーク圧力が小さいソフトな熱源を生む働きをすると考えられる．
アーク溶接において溶込み深さや溶接速度といった溶接能率の向上を狙ってシールドガスにヘリウムがよく使

クでは，プラズマの最高温度が 17,000 K，タングステンわれる．図７に示したように 10,000 K 程度までの温度範電極からアーク中心部を通って銅母材表面に向かって流囲でみると，ヘリウムの熱伝導率はアルゴンに比べて明れるプラズマ気流の流速が最大で 217 m/s になっている．

らかに大きいが，ヘリウムの比熱は単位モルあたりに換

また，陰極先端より 2 mm の位置におけるアーク柱径算するとアルゴンの比熱とほぼ同じである．ヘリウムシ（3,000 K の等温線に相当）は約 10 mm である．同じ位置ールドのティグアークを用いて溶接能率の向上が見られでの図12 (a) のアーク柱径は約 3.5 mm となる．アークがるのは，主として図６に示したように，ヘリウムの電気緊縮した分，プラズマ気流速度と中心部のプラズマ温度伝導率がアルゴンに比べて著しく小さいことに起因してが上昇し，流速は最大で 888 m/s に達するとともに温度いる．電気伝導率が低い場合も，比熱が高い場合と同様は 27,000 K に達している．一方，熱伝導率が高い場合，に，プラズマ中央部の高温領域にのみ十分な電子が存在アーク柱は逆に膨張していることがわかる．同様に図12可能となり，結果的にアーク電流が中央部に集中して母(b) の陰極先端より 2 mm の位置におけるアーク柱径は約材への入熱密度が増加する．図13は，図12と同じ要領で，12 mm になっている．アークが拡がった分，プラズマ気電気伝導率のみが低い空想のアルゴンガスをシールドガ
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図16

アルゴン，ヘリウム，炭酸ガスのティグアークによる母材表面における入熱密度分布

使用した場合のティグアークの数値シミュレーション結果である．炭酸ガスは CO2 から CO と O への解離，さら図14

現実のヘリウムをシールドガスに使用した
ティグアークの温度場と流れ場に CO から C と O への解離があるので，それぞれ3,000 K 付近と 7,000 K 付近に熱解離頻度のピークが存在する．このため，図８に見るように，それぞれの温度域に比熱のピークが現れる．この比熱の大きさが，図15に示すように，通常のアルゴンアーク（図９）に比べてアークを明らかに緊縮させる．プラズマ気流速度は最大で748 m/s に達するとともにプラズマ最高温度も 25,000 Kに達している．図16は母材表面における入熱密度分布を示したものである．図から明らかなように，炭酸ガスシールドのティグアークにおける入熱密度は，アルゴンのそれに比べて中心部に集中して大きくなっており，またその値はヘリウムシールドのそれと同等である．しかしながら，この炭酸ガスアークは図12 (a) の比熱のみが高い空想のシールドガスを使用したティグアークに比べて熱的ピンチ効果が小さい．この主たる理由は，図７と図８に見るように，現実のガスにおいて比熱の大きいものは熱伝導率も大きくなるためである16)．図12 (b) に示したように，ガスの熱伝導率の高さは外方向へのアークの拡がりを助長するため，比熱の大きさにによるアークのピンチ効果との相互バランスによって炭酸ガスアークのフ

図15

現実の炭酸ガスをシールドガスに使用した
ティグアークの温度場と流れ場レームが形成されている．当然ながら，現実的には炭酸ガスが 3,500 K に達する高温のタングステン電極を著しく酸化させ，安定なアークを形成することはできないので，図15も実質的には仮想実験と言える．しかしながら，二スに使用した場合のアーク形態を仮想実験したものであ重シールドトーチを利用してインナーノズルに少量のアる．なお，電気伝導率は図６に示したヘリウムのそれにルゴン，アウターノズルに主シールドガスとして炭酸ガ等しくさせた．図に見るように，アーク柱の中心部全域スを供給させるティグ溶接法が著者の研究グループによにわたって高温域が母材近傍まで到達し，その最高温度って開発されている27)．タングステン電極の酸化を抑制しが 27,000 K に達していることがわかる．図14は，現実のながら炭酸ガスの熱的ピンチ効果を利用する本手法では，ヘリウムをシールドガスとして使用した場合のティグア明らかなアークの緊縮が実験的に示されている．

ークの数値シミュレーション結果である．ヘリウムアー
クについては，イオン化しにくいという広義な意味でのティグ溶接における溶融池形成の基本

熱的ピンチ効果によって，アークの通電経路が緊縮し，高い熱伝導率によってアークプラズマのフレームが拡がティグ溶接プロセスは「電極−アークプラズマ−溶融っている，ということができる．なお，ヘリウムアーク池」の密接なエネルギーバランスにより成り立っている．のアーク圧力が小さいことは実験的によく知られている

一方，溶融池の形成にはアークから運ばれるエネルギーことである26)．

輸送も重要であるが，その後の溶融池内でのエネルギー

図15は，比熱の大きい炭酸ガスをシールドガスとして56輸送も極めて重要である．鋼のティグ溶接では，熱伝導溶接接合教室−基礎を学ぶ− 田中：アーク及びティグ溶接

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よりも対流によるエネルギー輸送が支配的になるため28)，

マランゴニ力である．これらを駆動力として次のような溶融池における対流現象の違いによって溶接部の溶込み向きの溶融池内対流が発生すると考えられる．すなわち，形状が大きく違ってくる．ティグ溶接における溶融池内

プラズマ気流によっては中心から外向き，浮力によってでの対流の駆動力として，図17に示すように，従来からも（下向き溶接の場合）外向き，電磁気力によっては逆４つが考えられている29)．すなわち，アークによって発生に中心へ内向き，表面張力によっては場合によって外向したプラズマ気流（陰極ジェット）によるせん断力，溶きにも内向きにもなる．ここで，表面張力において二通融池内での密度差に起因する浮力，溶融池内を流れる電りの対流が発生する場合のある理由は，この対流が溶融流に起因する電磁気力，溶融池の表面張力差に起因する池の表面張力差を駆動力としているため表面張力の温度変化が正か負で対流方向が逆転することにある．図18に示すように，酸素（O）やイオウ（S）などの表面活性元素が不純物微量元素として母材に比較的高い濃度で存在する場合，溶込みが深くなることは古くから知られている30，31)．そのメカニズムがマランゴニ対流の変化に他ならない32)．
以上の４つの駆動力の微妙なバランスによって溶融池内のマクロな対流が決定され，その対流による熱輸送に

図17

ティグ溶接におけるエネルギーおよび力のバランス

(a)
図19

図18

20秒間のステンレス鋼のアルゴン静止テ
ィグ溶接による溶込み断面形状(b)

20秒間のステンレス鋼（LS）の静止ティグ溶接（アルゴン，150 A）における (a) 温度場と (b) 速度場
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160(a)
図20(b)

20秒間のステンレス鋼（HS）の静止ティグ溶接（アルゴン，150A）における (a) 温度場と (b) 速度場

よってティグ溶接における溶融池形成が支配されている，と言える．シールドガスをアルゴン，アーク電流を 150 A
としてステンレス鋼を20秒間静止ティグ溶接した場合の数値シミュレーション結果を図19および図20に示す．図19は低 S 量ステンレス鋼（LS）の場合，図20は高 S 量ステンレス鋼（HS）の場合である．ともに (a) は温度場，(b) は速度場である．なお，シミュレーションに与えられたステンレス鋼の表面張力を図21に示す．図19と図20を比較すると，タングステン電極やアークプラズマ領域においてほとんど変化がないにも関わらず，ステンレス鋼の溶込み形状に大きな違いが見られることに気付く．この数値シミュレーションと同じ条件で静止ティグ溶接し図21

た実験結果が図18であるが，双方ともよく一致し，低 S量ステンレス鋼では幅が広く浅い周辺溶込み形状となり，一方，高 S 量ステンレス鋼では幅が狭く深い溶込み形状

数値計算シミュレーションで仮定されたステンレス鋼の表面張力の温度変化(a) 低 S 量ステンレス鋼，(b) 高 S 量ス
テンレス鋼になっていることがわかる．
溶融池内対流の駆動力の主な支配因子についての理解を助けるために，上記の４つの駆動力を別々に分離し，マランゴニ力による外向き方向の駆動力にプラズマ気流それぞれの力のみが働く場合を想定して計算した．そのの外向きのせん断力が加わるため，溶融池表面での最高結果を図22に示す．プラズマ気流によるせん断力では溶速度が 54 cm/s にも達する非常に速い外方向への溶融池融池内の流速が最大で 47 cm/s に達している．また，マ内対流が発生し，この強い外向きの対流がステンレス鋼

ランゴニ力でも最高速度が 18 cm/s に達している．一方，中の熱輸送現象を支配して幅広で浅い溶込み形状になっ浮力では最高速度が 1.4 cm/s しかなく，また電磁気力でている，と説明できる．

も最高速度が 4.9 cm/s しかない．このことは，アルゴン

一方，図20の高 S 量ステンレス鋼の場合では，マランシールドのティグ溶接の場合，ステンレス鋼における溶ゴニ力が内向きに逆転するため，それとプラズマ気流に融池内対流の駆動力としてプラズマ気流による溶融池表よる外向きのせん断力との複雑な干渉によってマクロな面のせん断力と表面張力差によるマランゴニ力が他の２対流が決定されている．すなわち，溶接開始20秒後の図つの駆動力に比べて明らかに支配的であることを示して20では，プラズマ気流のせん断力を主駆動力とした外向いる．このことより，図19の低 S 量ステンレス鋼では，きの小さな循環流が溶融池中央部表面付近に残るだけで，

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溶接接合教室−基礎を学ぶ− 田中：アーク及びティグ溶接

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図22

アルゴンティグ溶接における溶融池内での対流駆動力

マクロな対流は溶融池端部におけるマランゴニ力を駆動

は，エネルギー的にも力的にも上記の微妙なバランスを力とした内向きの大きな循環流として形成されている．

変化させて，溶接部の溶込みボリュームや形状を変化さ

これが高 S 量ステンレス鋼の場合に幅が狭く深い溶込みせている，と言えよう．

形状を形成するのである．

「アークとティグ溶接」という大きなテーマの中で主として熱源の発生と熱輸送をやさしく解説することに重まとめ心をおいてきたが，紙数の関係で多くの重要な事項が抜けている．本稿で挙げた引用文献や溶接学会が刊行してアーク溶接プロセスの熱源であるアーク放電とそのプいる種々のテキストを参考にされるようお願いしたい．

ラズマ現象，ならびにプラズマと材料のエネルギー及び力のバランスからみた溶融池形成のメカニズムについて，ティグ溶接を例に取り上げて解説してきた．アーク溶接
現象は「電極−アークプラズマ−溶融池」がエネルギー的にも力的にも密接に相互作用し合って形成されているものである．アーク放電を溶接プロセスに応用した場合，母材はそれ自身がアーク放電の一方の「電極」として機能することになる．アーク放電はガス中の電子やイオンといった荷電粒子の流れによって形成されており，アーク溶接プロセスの熱効率の高さは，まさにこの荷電粒子を介した電極特有のエネルギー輸送にあると言えよう．
一方，ティグ溶接における溶融池形成は，「プラズマ気流によるせん断力」，「浮力」，「アーク電流に起因する電磁気力」，「表面張力勾配によるマランゴニ力」の４つの微妙な力のバランスによって溶融池内のマクロな対流が決定され，その対流による熱輸送によって支配されている，と結論づけられる．これもまた電極特有の現象を多く含んでいる．アーク電流，アーク電圧（アーク長），シールドガスといったような溶接パラメータを変化させること

参考文献
1) H. Ayrton, The Electric Arc, The Electrician Printing &Publishing, London, (1902).
2) M.N. Hirsh and H.J. Oskam: Gaseous Electronics, AcademicPress, New York, (1978), Chapter 5 "Electric Arcs and Arc
Gas Heaters" by E. Pfender.
3) 提井：現代のプラズマ工学，講談社，ブルーバックスB1158 (1997).
4) 赤崎，村岡，渡辺，蛯原：プラズマ工学の基礎，産業図書，(1987).
5) 溶接アーク物理研究委員会編：溶接プロセスの物理，溶接学会，(1996).
6) 溶接学会編：溶接・接合便覧，丸善，(1990).
7) J.F. Lancaster：溶接アークの物理（溶接学会溶接アーク物理研究委員会訳），溶接学会，(1990).
8) 平岡：混合ガスシールドアークプラズマの発光分光特性とその解析，溶接学会論文集，11 (1993), pp.68−74.
9) 平岡，塩飽，黄地：各種分光法によるアークプラズマの温度評価，溶接学会論文集，14 (1996), pp.641−648.
10) 平岡：アルゴン−水素混合ガスアークにおける種々の分光スペクトルからのプラズマ状態評価，溶接学会論文集，15
溶接学会誌

第 77 巻（2008）第 2 号

59162(1997), pp.259−266.
11) 牛尾：プラズマ利用技術の基礎（I），溶接学会誌，60(1991), pp.182−187.
12) M.I. Boulos, P. Fauchais and E. Pfender: Thermal Plasmas,Plenum Press, New York, (1994).
13) 武田，北村：熱プラズマの利用と局所熱平衡，まてりあ，
33 (1994), pp.1142−1148.
14) H.R. Griem: Plasma Spectroscopy, McGraw-Hill, New York,(1964).
15) 田中：サハの式について，溶接技術，44 (1996), pp.122−123.
16) 神沢：プラズマ伝熱，信山社サイテック，(1992).
17) W.L. Wiese, M.W. Smith and B.M. Glennon: AtomicTransition Probabilities, National Standard Reference DataSeries, National Bureau of Standards (NBS), Washington,D.C., (1966).
18) 安藤，長谷川：溶接アーク現象（増補版），産報出版，(1973).
19) J.S. Chang，R.M. Hobson，市川，金田：電離気体の原子・分子過程，東京電機大学出版局，(1989).
20) 田 中 ： ア ー ク プ ラ ズ マ の 基 礎 現 象 ， 溶 接 学 会 誌 ， 7 3(2004), pp.113−118.
21) W.H. Giedt, L.N. Tallerico and P.W. Fuerschbach: GTA
welding efficiency: calorimetric and temperature field measurements, Welding J., 68 (1989), pp.28s−32s.
22) 平岡，佐久間，ザイブ：混合ガスアークにおける熱輸送特60

23)
24)
25)
26)

27)

28)
29)
30)
31)
32)

溶接接合教室−基礎を学ぶ− 田中：アーク及びティグ溶接性 に 関 す る 実 験 的 検 討 ， 溶 接 学 会 論 文 集 ， 15 (1997),
pp.459−466.
溶接学会溶接用語委員会編：溶接・接合用語集，産報出版(2004), 243.
日本溶接協会溶接棒部会編：マグ・ミグ溶接 Q&A，産報出版 (1999), 32.
田中，田代：溶接アークの熱的ピンチ効果に関する一考察，溶接学会論文集，25 (2007), pp336−342.
平岡，岡田，稲垣：TIG アークにおける He ガスのアーク特性に及ぼす影響，溶接学会論文集，3 (1985), pp.241−
246.
M. Tanaka, S. Tashiro, T. Kashima, J.J. Lowke and A.B.
Murphy: A CO 2 Gas Shielded Gas Tungsten Arc and Its
Application to Welding of Steel Sheets, Materials Sci.
Forum, 539-543 (2007), 3926−3930.
平田，廣瀬，大垣，浅井，黄地：溶融池の対流現象のモデ
リング，溶接学会論文集，18 (2000), pp.540−548.
松縄：アーク溶接におけるマランゴニ効果，まてりあ，34(1995), pp.412−419.
A.M. Makara, et al: The effect of refining on the penetrationof metal in arc welding, Avt. Svarka, No.9 (1977), pp.7−10.
黄地，三宅，田村，井上，西口：アーク溶接現象に及ぼす微量元素の影響，溶接学会論文集，8 (1990), pp.54−58.
田中：A-TIG 溶接におけるアーク現象，溶接学会誌，74(2005), pp.113−119.