、11轍ヨシ琶ユー鵜灘撚

溶接プロセスのシミュレーション

大阪大学大学院知能・機能創成工学専攻

黄地

尚義・宮坂

史和・辻

陽子・山本

剛史

1．緒言
溶接構造物に対し、技術者は適切な溶接施工法、施 L条件を選択・決定しなければならない。いうまでもなく、この決定には高度な技術的判断が要求され、技術者には各施工法に対する広範で、かつ深い知識が必要とされる。

溶接プロセスの解析手法として、計算モデルが有用であることはいうまでもないが、施工法の選択、施工条件の設定・制御など、技術者の意思決定を支援するツールとしても計算モデルによるアプローチは重要である。

ここでは、まずアーク溶接の場合を中心に、溶接プロセスに関する基礎的事項について述べる。次に溶接プロセスのシミュレーションに関する研究の現状を簡単に紹介した後、T

I

GおよびMAG溶接を対象とした筆者らの検討結果について報告する．

2．アーク溶接プロセスの基礎1）
ここでは、アーク溶接の場合を中心に、その溶接プロセスとくに溶接ビードの形成現象に関する基礎的事項について簡単に述べる。

2．1

溶接

はなぜ難しいかFig．1はアーク溶接現象、すなわちアーク溶接部の特性に影響を与える因子を整理したものである。図のように、溶接現象は多くの因子により支配される。また、各因子の影響もそれぞれ極めて複雑である。Fig．2は、その一例であり、被溶接材（ステンレス鋼）中に含まれるS（硫黄）量の溶融特性への影響を示している。図は、静止ティグアークによる溶融断面の形状を各材料で対比したもので、図の下部に各材料中に含まれるS量を示している。図は、母材中に含まれる極めて微量なS量の差によって溶け込み形状、したがって溶接現象が異なることを示している1〜8）。

すなわち、Fig．21・8）は、アーク電流、電圧、溶接速度等、みかけの溶接条件が同じで、かつ被溶接材が同じ材料規格を満足していたとしても、溶接結果が大幅に異なる場合があることを意味している。

L例のように溶接現象は複雑であり、そこには多くの課題が未解決のまま残されている。
このため、溶接現象を厳密に定量化して述べることは困難であるが、以下、溶接プロセス
とくに溶接ビードの形成現象を理解する上で必要となる基本的事項について述べる。

87

．叢ユ醗訟羨閣
シールドガス「その他

ワイヤ（送給装置）（フラックス）

保守・保全

種類（成分）

化学組織

化学組成

ワイヤ径

板厚

流量

安全・管理

種類

純度

技能・技術

溶接母材

開先形状

（ソリッド．複合）

粒度

継手形式

表面状態

表面状態
送給特性

溶接
温度

角度

アーク長
湿度

電流

ウイービング

電圧

チップ

極性

移動速度

風

特性

電源

卜一チ

作業環境

Fig．1

溶接施 L要因図

GTA

アーク長15mmステンレス鋼（30哺m）

アーク時間：60秒

電極13、2mmφ，90。

H●5h圏d●d：1…》pてフて7一てブ，雛；▽ワπ二7てブAr◆10曳陰H2

ハじヨはぱごよんヨド（1。OA）
ト

一一

い5・A）
5mm
一一一一司

Fig．2

2．2

丁71〔O．OO喜ツ6S）

▽

一く二7一

一くフー

マ＝コ▽▽▽TT2（O，003曳，S｝

丁丁4（0，004．覧S）r「3（α010脳，5》

溶込み特性に及ぼす微量元素の影響（TIG，ステンレス鋼〉1・81

母材の溶融現象とその支配因子Dアークから母材へ供給された熱エネルギーQと、アークヘの電気的な供給エネルギーPの比を熱効率と呼んでいる。
Q＝ηP＝ηヤ7a×1a［w］

一一一一一一一一一一一一一一一一（1）

η：熱効率［％］、Va：アーク電圧［判、1a：アーク電流［A］

Table1は、各種アーク溶接法における熱効率の測定例を整理して示している。熱効率
は、アークの発生状態、溶接法、溶接条件などにより変化する。

・般にアークヘの電気的供給エネルギーの約50％以 ヒが母材へ流入するものと考えて、それほど間違いではない．

倉8塩礫報擢ユー鯉灘撒
T＆ble1

溶接アークの熱効率
熱効率η（％）

アーク溶接法サブマージアーク溶接法
ミグ・マグ溶接法
被覆アーク溶接法
ティグ溶接法プラズマアーク溶接法

90以上

60〜90
60〜90
50〜85
45〜75

アーク溶接における母材の溶融現象は、溶接プール（溶融池）における溶融金属の対流現象により強く影響される。前項で示したFig．2はその典型例である。すなわち、Fig．3のように、溶融池表面における流れが溶融池中央部から周辺部へ向かう場合には溶込みは浅く、逆に流れが周辺部から中央部へ向かう場合には深くなる。

Fig。3

溶融池における

流れのパターン

溶融池と溶込み特性4）

（b）

「「
プール断面

ブール表面

溶融池における対流駆動力として従来から指摘・検討されているものをFig．41〕に示す。

（a）はアークにより発生したプラズマ気流によって駆動される溶融金属の流れ、（b）は溶融

池表面の表面張力差に基づく表面張力対流、（c）は溶融池内を流れる電流に起因する電磁対流、（d）は溶融池内での密度差に起因する熱対流を意味している。Fig．2に示した微量元素の影響に関しては表面張力の作用が注目されるが、溶融池表面とアークプラズマの物理的状態についての情報が少なく、その機構が十分解明されているとはいえない7β）。
アラズマ

電極

電極

アーク

アーク

気流

：：一＝：：：＝繍＝：：i溶融池ii（b）表面彊力対流（a）プラズマ気流による対流

電極

電極

アーク

アーク

Fig．4

アーク溶接プールにおける対流の駆動力1）溶融池（c）電磁対流（d〉熱対流89．鐵3鋤聡藻
102
〃

／

101

点熱源

拍
溶融断函s

び
κ

1

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≠

8ρ〜

溶融池

！6
A

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噸10

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一2

伊

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謡

一3
旧10
癌

Fig．5アーク溶接の溶融断面積についての

●

鋼

GTA

o

GTA

漣

乱

GMA

鋼

6

GMA

アルミニゥム

ロ

SMA

軟

鋼

，

sAw

依

購

︑■

o

画σ4

一5
10

熱伝導論的検討9）

蚊軟

≠

り

アルミニウム

1σ6

3

1σ 10

−2

ラメータ

−1

10

1

10

1

10

2

刀二σび／（4πκた（T8−T。））

上述のようにアークによる材料の溶融過程を厳密に解析することは難しいが、母材の溶融状態をおおまかに把握するには熱伝導論による解析が有用である。Fig．5は、準定常状態を対象として、実験結果と計算結果を対比した例である9＞．図中の実線が、移動点熱源（付図参照）による計算結果を示している。図のように、熱伝導論に基づいた簡単な計算の結果が、実際の溶込み断面積のおおまかな傾向を比較的良く説明している。

2．3

溶接ビードの形成現象とその支配因子

2．3．1

溶接ビードの表面形状P

溶接施工に伴う欠陥にはオーバラップ、余盛不足、アンダカット等、ビード表面形状と密接に関連するものが多い。溶接ビードの表面形状は、溶融池の表面形状をほぼそのまま

反映・凝固したものであるから、これらの欠陥を防止するには、溶融池の表面形状を制御することが必要である。溶融池表面形状の支配因子としては、重力、表面張力、アーク圧力（アークの発生に伴う電磁力）等が考えられるが、アーク圧力の作用が弱い場合には、溶融池表面形状は重力と表面張力の釣合いによってほぼ決定される10〜12）。
Co署LドL2／2

3
ノ

誼

アンダ

9

9

カット

婆照・

11

2

Q

晒
ほ

轟

Fig．6水平隅肉溶接における等脚長ビードの表面形状

オー縫

箋1

（2次元モデル〉1・副オーパラツプ覆界縁

乃アンダーカット

0
0
一一哺』

1

2

3

黒次元脚長，ム（＝ム，〆、賑）90

漁醸響礁鰯灘藩

10

昌

Fig．7

ま

・マ

理

5

裏波溶接の保持限界（2次元モデル）P

■潟

⑤ら測亀魂

傾

θ●＝30●

◎
0

5

10
振厚勘

15
（㎜）

Fig．6とFig．7は、重力と表面張力との釣合いに注目した2次元モデルによる計算例で、

水平隅肉溶接と裏波溶接におけるビード形状である。Fig．6は、縦軸に溶着量を、横軸に脚長をとり、水平隅肉溶接におけるビードの表面形状を整理したものである。図の斜線部でのみアンダカットもオーバラップも存在しない正常なビードが形成されることを意味している。ただし、図では、いずれの座標軸も毛管定数：［2σ／ρgl

F2で無次元化して表示している。

Fig．7は、毛管定数を5mmとした場合の計算例で、下向の裏波溶接のビード形状である。

図中の曲線

は、裏波溶接の保持限界に相当するものである。付図のように表ビード幅と裏ビード幅が等しいものとし、表・裏面の表面張力で溶融池を支える場合を示している。
（Fig。8（a）参照）。曲線〜

は、付図のように溶融池を裏面側の表面張力のみで支える

場合を示している。板厚の増加につれて許容される裏ビード幅が減少するのは当然のことではあるが、薄板であっても許容されるビード幅には限度があり、その値は比較的小さい。

板厚：3mm，電圧：150A，速度：6cm／min

Fig．8

薄板の裏波溶接におけるビードの断面形状D（b）
板厚：2．3mm，電圧 100A，速度16cm／min

91

叢3鐵灘ミ報

（b）

Fig。9

（c）

横向姿勢における溶接ビード131

Fig．9は、Andrewsら131によるもので、横向姿勢のビード形状を2次元モデルによる計算値と対比したものである．これらの例から分かるように、正常な溶接ビードは適正な
ビード幅の確保を前提としている。

2．3．2

不整ビードの形成現象

高速・大電流溶接においては、アーク電流に起因する電磁力の作用が無視できなくなり、その影響がビード形成にも反映される。とくに大電流時においては、Fig．10（b）に示すように、溶融池表面がその作用を受けてくぼみ、溶融池底部または周辺部が露出する．この露出部をガウジング領域と呼んでいる。さらにアーク圧力が強くなると、（d）に示されるようにガウジング領域が広がり、ついには、この露出部が溶融金属によって十分埋めつくされないまま凝固し、融合不良、ハンピングビード、アンダカットビード等の原因となるP。

したがって、これら不整ビードの発生を防止するには、アーク圧力を緩和し、ガウジング
領域の拡大とそれに伴う凝固壁の発生を抑制する必要がある。
電極，

溶接方・

㈲

池

櫨翻
〔〕

〔〕 ガウジング領域

Fig．10

不整ビードの形成過程（TUガウジン燃

凝固壁

92

I

G）P

、4τ縦諏灘罵一醐灘撒、
／
（A）

／

溶込み不良
巡
瑚

輩

（D）
アンダカットE璽コズ、、、
E軍コ

／

蕊劃／／

Fig．11におけるビードの浴諺鹸．，
評

薄板の突合せ溶接

形成状況D

口）厘コ
溶接電流（1）

Fig．llは、薄板の突合せ溶接におけるビードの形成状況を示したものである。この場合にも、大電流・高速側の領域（D）では、アーク圧力によりガウジング領域が露出するため、
アンダカットが発生する。（Fig．12参照）．

溶接方向

溶接方向

旦

0

1、
断面

h

・溶融池

i：…ii

一ノ

Fアン
表ビード
ガウジング領域lI

裏ビード（a》低電流・低速側

Fig．12（b》高電流・高速側

薄板の突合せ溶接におけるアンダカットの形成D

溶接品質の確保とは多くの場合、アンダカット、ブローホール、融合不良等、欠陥の発生防止を意味している。現状では、これら欠陥をインプロセスで検出し、その発生を防止することは容易でない。このため、欠陥の発生メカニズムを検討し、その支配要因を管理、制御することが重要である。

3．溶接プロセスのモデル化とシミュレーション：現状と課題
複雑な溶接現象を解析・制御する目的で計算モデルによる検討が積極的に進められている14〜2θ。ここでは、溶接プロセスに関する計算モデルの具体例を簡単に紹介する。

∋3

．磁髄醗繋、
3．1

溶接プールにおける対流熱輸送現象の解析15〜17・201

髪

1㎞

G，

妙

墨

陰極 x

えヂで

濃肥，瓢
声、い、

Fig．13

多％．、％形．％堕既，微〃、拗

における対流熱輸送（a）プラズマ気流の計算モデル

1
冒

，
曽

一

8†R︐

，

の計算モデル（横谷）20）9一曹

アーク溶接プール

〜角

、

1
1
マ，

罪

︑︑

F一 ︐一

＼

95

（b）溶融池内の対流計算モデル

Fig．14は、横谷ら20〉によるものである。Fig。13に示す計算モデルを用いてアーク溶接

プールにおける対流熱輸送現象に及ぼすプラズマ気流、電磁対流、表面張力対流、および熱対流の影響を検討した結果である。図は、溶融池内の温度分布と流速分布の計算例で、（a）は電磁対流と熱対流に加えて外向きの表面張力対流が混在する場合を、（b）は電磁対流と熱対流に加えてプラズマ気流の作用が混在する場合を示している。例えば、（b）図から、溶融池内における溶融金属の最大流速は、約40cm／sにまで達することが分かる。

1…萎暉7欝
アーク長；2mm，r．10．45mm
温度場1℃1㌔！萬gri26．7cm〆〜
速度場

アーク電流二200A，入熱11・867W（a）Fig．14

溶融池内の対流についての計算例（横谷）20）

温度場1℃〕

速度場（b）
このような数値計算の結果は、アーク溶接プールにおける対流駆動力として、表面張力とプラズマ気流の作用がとくに重要となることを示している20）。

上例は、静止TI

Gアークによる溶融池（軸対称2次元の溶融池）を対象としたものである。移動アークによる3次元の対流熱輸送問題15〜16）についての詳細な検討、MAGな
ど実溶接プロセスについての検討が今後の課題として残されている。

94

拝職羅鐵翼一獅灘撒・
3．2

溶接プロセスのシミュレーション例

MAGSIM21）

DDr208mm

DDr＝1・Omm

．〆1・

！ケ

一

lS；250AI

US諏24V，vS＝72cm／mlnl

ZKニ14mm、ノー・ルhガス；82％Ar十18％COr
Eb）

100％CQ2

a2納◆16

3mm
グ〆7障−
．4」∠∠

一
Ddr＝雫，2mm・ISニ↑95A・US瓢22Vl

vS＝50cm／min・ZK＝14mm「短絡アーク溶接

Fig．15マグ溶接のシミュレーション例21）

Fig．15は、Diltheyら21）のマグ溶接用計算ソフト

MAGS

I

M

によるものである。

（a）図がワイヤ径の、（b）図がシールドガス種の影響を示している。両者とも、板厚3mmの鋼材を対象とした計算例である。図は、実際の傾向をうまく表現している。

この計算ソフトは、筆者の知る限り、溶接ビードの形成現象の推定を目的として市販された最初のものである．今後の展開が注目される。現状では、準定常状態のみを対象としていること、演算時間を短縮するため、熱輸送の計算に比較的簡易な熱伝導モデル（母材
表面入熱モデル）を採用していることなど、課題を残している。

3。3

溶接変形のシミュレーション（al

L堕」．H馴G沁r（bl
Fig．16

スポット溶接による母材の変形挙動24）95磁醗蔭伽．
Fig．16は、Alfredssonら24）によるもので、スポット溶接に伴う部材の変形挙動を解析している。（a）が計算に用いた入熱および加圧力である。（b）が連続したスポット溶接に伴う部材（boxbeam）の歪み分布である。このような計算モデルはスポット溶接の最適打点順序を推定する目的にも利用できる。

上例では、スポット溶接を対象としている。通常のアーク溶接を対象として考えた場合、溶接プロセスとその変形シミュレーションを相互にリンクさせる努力が必要である。
3，4

溶接条件の逆推定：計算モデルによる溶接パラメータの推定25・2θ

実際の溶接プロセスに対して信頼できる計算モデルが完成している場合には、モデルを用いて要求される溶接部を確保するのに必要な溶接条件が、逆に推定できる。本項では、
このような観点から、ごく簡単なモデルを用いて検討した結果を紹介する。

溶接のような熱加工プロセスでは、要求する温度場を確保することが重要になる。ここでは、この課題を温度場に対する最適入熱制御問題とみなし検討している。具体的には、薄板溶接の熱の流れが2次元熱伝導方程式に従うものとし、Fig．17（a）のような入熱制御問

題を考える。例えば、薄板上の一点Sから溶接を開始し、他点Fで終ゴするものとする。

二こで、溶接線SFの近傍に、いくつかの評価点（P1，P2，…，PNP）を設け、その温度を要求値に一致させる問題を考える。ただし、入熱は付図に示すようなパターンで与えられるものとしている。
ReqUlredP監

brgd
らα閣・γ1〕

P，P2

5〔r20》恥ldlnOd・r●dlOh

12

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H●o電50urこe〜Numb鮮dσロq2q−lrレ1

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L響ng電h〜・Numb餌σr

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α＝8。）
11

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ll

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92

主

皇

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ロ

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＿＿，丁鼻me

S｝

〔Fl

IF｝

（b）

（a）

Fig．17

一一一一一一τ5mo

薄板溶接における簡単な最適入熱制御問題251

Fig．17（b）は長さLo、幅Woの溶接ビードを得る場合を例示している。まず、図示の要領で評価点（勘個）を設定する。ここで、熱源がSからFへ移動するとき各評価点の最高到達
温度が融点となるように入熱q＝（q・，q堵…，qN）を決定すればよい．この問題は、熱伝導方程式の解析解（基本解）1）を利用すれば、N個の入熱：q、．q3…．qNを独立変数とする最適問題として表現できるので、非線形最適化の手法を用いて比較的簡単にしも解くことができる2θ。

Fig．18は、（a）図のような長さLoの薄板の一端Sから溶接を開始し、他端Fまで溶接する場合を想定したものである。この例では、（a）図のように溶接線SFの側方3mmの位置に20個の評価点を設け、熱源がこれら評価点の側方を通過する時点での各評価点の温度96

11難ヨシ綾ユー盤羅蹴を要求値（1400℃）に 一致させるのに必要な入熱パターンを計算している。（b）図が計算の結果得られた入熱パターンである。この例では、NおよびNρをそれぞれ20としている。

Pl

τor9●電

p2

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8略73民

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H，5⊂r巳rO

We巳6ino■ir㏄量ioの

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鴨吊■

1α》

Fig．18

『

15

20

監，

lb》

最適入熱パターンの計算例（ゐ〆4cm，△FO．3cm）25）

2αX⊃

h

＾1600
≧

し、

0．2⊂m

Fop艦O

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欄5艦

一、。一〜r玩「」一ヤ，r一Al｛

Fig，19「L一しげ書1673民》 エー
一して＝573民》

5

10

τime

『

最適パターンに及ぼす
材料物性値の影響251

、
唱一

ZO

15

｛5，

このような入熱パターンは試片寸法、材料の物性値、熱源の移動速度などによって著しく影響される。Fig．19はその例で、破線が銅、実線が軟鋼、点線がアルミニウムに対するものである。いずれも板厚2mm、長さ4cmの試片を対象としたもので、熱源が0．2［cm／slの速度で移動するとき、熱源側方3mmの位置にある評価点の温度を一定値に維持するのに必要な入熱パターンである。なお、この例では、要求温度を銅に対しては1273K、軟鋼に対しては1673K、アルミニウムに対しては873Kとしている。図のように、軟鋼では、入熱パターンが試片中央部で準定常的となり、試片始端部と終端部での入熱制御が基本となる。これに対し、銅では熱伝導性がよいため、連続的な入熱の制御が必要となる。

Fig，20は、パイプの円周溶接に対する類似な計算例で・板厚3mm・直径30mmのパイ
プに一定幅（6mm）の裏ビードを確保するのに必要な入熱パターンである。パイプの円周溶接では、溶接線方向への熱の流れが、この溶接に特有の温度場を形成する。このため、小径管では、とくに各時点での適切な入熱制御が必要になる。
こうして求めた入熱パターン（Fig．20（b））についての実験例をFig．21に示す。図はアルミニウム管を対象としたもので、上図（a）は最適入熱パターンによる表・裏ビードの外観を、
下図（b）は、入熱を制御せず一定とした場合の表・裏ビードを示している。

97

、、灘3鋤3嫌驚
Ma電erial

3 1500

l

Mild

s重㏄1

1000

v＝2．6mm！s7b＝E808K

A＝］mm

彦
⇔

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←
3

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一一4＝30mm（F卿＝0）

畠
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の

L

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5
躍 200

一一ゴ＝60mm（F。〆0）

寓

侮＝o

レひ

旨
＝

一ゴ＝45mm（F。〆0）

500

0

コ

800

ッ＝35mm／s 70＝894K
A＝3mm
4＝30mmγ＝3mm能24

好2mmκ＝24κ＝24

ρ

0

10

00

20

Numberofheati叩ut

10

20

Number・fho馳ti叩悶重（a）銅

Fig．20ρ＝24（b）アルミニウム

パイプの最適入熱パターンの計算例261

FIIllsド匝i

巨1㎝（a−1）Topsurface（〜Vithoptimized

heat

inputs〉

F隔sh（a・2）Botしom

sur伍ce（Withoptimize〔iheat

mputs）

h動「Slart唖］（b・1〉Topsurface（Withconstant

heat

input）

q）一2）Bottom「唖］
surface（Wlth（】011stantheat

lnput）

Fig．21最適パターンについての検討例［A1，F3．5mm／s，dヒ30mml261
図のように、

一定入熱の条件（b）では、溶接開始直後は、パイプの裏面側にビードが形成されないが、溶接の進行につれて、裏面ビードが形成され、その後はビード幅が時間とともに急増する。これに対し、計算で求めた最適人熱パターン（a）の場合には、溶接開始直後

からパイプの裏面側にビードが形成され、かつパイプの全周にわたり、ほぼ一定幅の溶接
ビードが確保できている．この結果は、実際の溶接施工条件（最適入熱パターン）が計算モデルを用いて推定できることを暗示しているが、この例では、モデルが簡略化されすぎているので、適用範囲は限定されたものになる。

4．TIGおよびMAG溶接のシミュレーション
ここでは、TI

GおよびMAG溶接に関するモデルを試作し、各溶接ビードの形成過程を対象としてシミュレーションを試みた結果を紹介する。

4．1

パイプの円周TI

G溶接のシミュレーション27）

Fig．22は、パイプの円周溶接に関する差分による計算モデルを示している。簡単のため、

／l厳諏渇一瑚灘礁
T

I

Gアークによる回転管および固定管の突合せ溶接を対象としている。具体的な計算に際しては、非定常熱伝導方程式を用いて各時点での溶融池寸法を推定し、次に重力と表面張力の平衡を仮定し溶接プールの釣合い方程式を解くことにより、各時点における溶融池
形状を計算しているP。
4θ

Gr

Root

顯圏IHea1souro￠
He飢inpu電partonBroovesurface

4z

Fig，22

パイプの円周溶接の差分モデル2D

＆μδ㎞血

翻』1『賊
匝M・henp・・1

一還ヲ』一圏Weldbead

3加η3（a）鋼管（固定管、1開先、h；3皿皿，q・1200J／s，v・3．Om囚／s）

UElec甘ode』1鹸『θ二π・2

5・ρ・』』麟』r θ二π『：》凱

θ＝3π12rb，）アルミニウム管（回転管、V開先、hコ5mm，q・1350J／s，v3．Omm〆s）

Fig．23

差分モデルによる計算例（よ30mm）

Fig．23は、差分モデルによる計算例である。（a）は鋼の固定管溶接を、（b）はアルミニウ

ムの回転管溶接を対象としている。いずれも外径30mmφのパイプで、図中のs．p．なる矢印は、溶接開始位置を示している。各図において左図はパイプ周方向の溶融溶接部の状況を、右図は溶接開始点を基準とした各時点でのビードの断面形状を示している。（a）図から、

99

叢3鋤菖セ難一
固定管では全姿勢溶接となるため、ビード断面形状に重ノ」の影響が強く堀れることがわかる。また、（b）図から、鋼の場合に比べると、アルミニウムでは、熱伝導が良いため、一定

入熱の条件では、均一な溶接ビードの確保が難しくなることがわかる．

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（a）E瓢periment（1＝200A，γ＝10V，Fig．24＝3mm）（b）Calc

lation（g＝1800W，7曙需4mm）

実験と計算の比較①（鋼、回転管、V開先、θ＝60．d二34mm，／1二6mm，v；2．5mm／s）、一一一一樋一＿θ二π／2．j鰯．．θ＝π／2

一一一一｝睡一一一一一〇＝π．、蝕翁、．一一豊麺＿、』餓…．…，θ＝3π〆2θ＝3π／2

．．θ＝π

3漏

3栃
（b）Ca匿cuhtio（a）Experiment（1＝185A、V＝10．OVう（g＝1500W，7σ＝4．Omm）＝3．Omm）

Fig．25（鋼．回転管，V開先，θ二90

実験と計算の比較②，（1二34mm，1〕二6mm．v＝2、5mm／s）

Fig。24は、同転管の溶接を対象に、計算結果をT

I

G溶接による実験結果と比較したものである。左図が実験の結果を、右図が計算の結果を示している．また、Fig．25は、各時点での溶込み断面形状についての比較結果の例である．（ただし、これらの計鼻では、熱源

半径を4mmに固定して比較している。）これらの図において実験結果と計算結果を対比す
れば、両者は、定性的には良く一致しているといえる。

4．2

MAG溶接プロセスのシミュレーション28、301

MAG溶接では、Fig．26に示すように電極ワイヤは溶融し、溶滴となって溶融池に移行する。このため現象は極めて複雑となるが、ここでは、次のように簡略化して取り扱っている。すなわち、母材への入熱を溶滴が持込むものとアークの直接加熱によるものとに分け、前者を、図のように溶融池表面上に投与し、さらにその表面をアークで加熱するモデ
ルとしている。ただし、簡単のため、溶滴の移行に伴う溶融金属の動的挙動および溶融池
内における対流熱輸送の効果は無視している。

11磁と雪シどユー鋤羅撚①t＝tn 1Weldingdlrection（⑤t＝tn

一一蝉＿＿
麟

Weld

metal

1敵触、蝉

②t＝t。

MoltcnFig．26MAG溶接の計算モデル

poo1

蚕、1，ゴ〆

」7

、一、〆

ヤ

mm

3mm

げ

（a）P∂＝0［PalFig．27

一ノ
匙mm

「、mm
（b）」Rθ＝500［PaI

ビート形成現象に及ぼすアーク圧力の影響28）（拍＝250A，1と20VF20mm／s，3．5s

Fig．27が、その計算の一例で、平板

after

arc

start）

ヒのビードオンプレート溶接を想定したものである。

（a）図が、アーク圧力P∂を無視した場合、（b）はPa二500［Pajとした場合である。（b）図では、

アーク圧力によりプール表面が押し下げられる結果、激しいアンダカットが発生していることが分かる。このモデルでは、溶融池表面に熱が投与されているので、溶込み形状にもアーク圧力の影響が現れている。

Fig．28は、水平隅肉溶接に対する類似なモデルによる計算例で、ここでもプール表面に作用するアーク圧力の影響を検討している。図のように、アーク圧力が増加するにつれてビード表面が不整となり、水平隅肉溶接といえども鋭いアンダカットが形成される。また、

アーク圧力とともに溶込み深さが単調に増加して行く様子もわかる。
Fig．29は、立向隅肉溶接の計算例で、左図が立向上進姿勢、右図が立向下進姿勢である。

重力の作用により溶融池が垂れ下がる結果、上進姿勢では溶込みが深くなり、ビード表面
中央部が盛上がりアンダカット気味のビードとなる。これに対し下進姿勢では、溶融金属がプール先端部に集積して来るので、溶込みは浅くなる。また、ビード表面が凹状となり、立向下進姿勢に特有のものとなる。

101

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Fig.28 / lTi f [ ^1r't fC 5e) 7‑ i7lii)J );' ;‑'

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11縦雪シどユー盤灘議Fig．30は・多層の隅肉溶接に対する計算例で、（a）が初層ビードの状態を、（b）が初層ビードの上に2層目を置いた状態を示している。このモデルでは、先行ビードの表面形状を考慮して差分格子が構成されているので、何層でも必要なだけビードを重ねて行くことができる。

愉（a）Firstlayer

Fig．305．

富（b）Second

layer

多層隅肉溶接のシミュレーション例

結び

ここでは、溶接プロセスのシミュレーションに関する研究の現状を簡単に紹介するとと

もに、T

I

GおよびMAG溶接におけるビードの形成過程について数値シミュレーションを試みた結果について述べた。結果から判断する限り、ここで提案・検討した計算モデル

は、実際の溶接プロセスを比較的うまく表現しているように思える。今後、実験結果と対比することにより、定量的な観点からモデルの妥当性について検討する予定である。

最近のパーソナルコンピュータの普及と性能の向上により、溶接プロセスのシミュレー
ションが、極めて身近なものになりつつある。計算モデルの表現方法や計算アルゴリズムについてのより広範、かつ系統的な取り組みが望まれる。

いずれにしても、溶接プロセスのシミュレーション技術が、溶接技術者の意思決定を、真の意味で、支援できる時代はそれほど遠くはないと感じている。

本研究の一部は、通産省工業技術院重要地域技術開発制度の一貫として、NEDOからJ

SUPを通じて委託された「溶接技術の高度化による高効率・高信頼性溶接技術の開発jの成果である。

103

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⊥04

S委員会資料、WDS−00・975，