小野塚 正一
5. 考 察
5. 1 溶込み形状予測指標の作成
5. 1. 1 電流波形形成パラメータと溶滴移行形態
高速度カメラの動画上から，ワイヤの溶融および溶滴の 離脱がピーク電流時に発生していることが見受けられた．
そこで，ピーク電流時に溶融するワイヤ量に対してはたら く電磁ピンチ力に着目し，簡易的に溶滴移行形態を予測で きる指標を作成した．
こ こ で，d： ワ イ ヤ 径 ( m )，V f： ワ イ ヤ 送 給 速 度 ( m/min )，T p：ピーク時間( s )である．また，離脱前の 溶滴の内部圧力P p ( Pa )は( 7 )式で与えられる ( 10 )．
4p 4p
P P
R I
R I
p= 0+ + p ≅ Rp
0 2
2 2
0 2
2 2
g m m
……… ( 7 ) ここで，P0：雰囲気圧力( Pa )，g：液体の表面張力
( N/m )，R：液柱の曲率半径( m )，m0：真空の透磁率
( N/A2 )，I p：ピーク電流( A )である．なお，右辺の左項 から雰囲気圧力，表面張力による圧力，電磁圧力を示す．
このとき，ピーク電流時のワイヤ端には電流が集中してい るため，溶滴離脱には電磁ピンチ力が支配的であるとして 整理した．これにより，ピーク電流時で溶融する溶滴に対 して，電磁ピンチ力が行う仕事量 W pは，( 8 )式で与え られる．
0 4
W M P
d V
T I
R AI d V T
p p p
f p
p
p f p
= ×
= ⋅
⋅ ⋅ × =
p 2 6 p
2 0 2
2 2 2 2
m … ( 8 )
A= m0R 960p 2
以上より，溶滴移行形態を予測する指標として移行形態 評価パラメータW p ( = AI p2d 2Vf Tp )を採用した．
第13図に，W pと1パルス当たりのドロップ数の関係 を示す．本結果は，W pとドロップ数に深い相関があるこ とを裏付けている．このことから，W pを用いることで簡
macroscopic cross section
Linear heat ratio
0％ 25％
第12図 線状熱源有無による溶込み形状の比較 Fig. 12 Comparison of penetration shape with or without linear heat source
0 1 2 3 4 5
0 0.03 0.06 0.09 0.12 0.15
Number of droplet per pulse
Evaluation parameter ( Wp )
第13図 W pと1パルス当たりの溶滴落下数の関係 Fig. 13 Relationship between W p and the number of droplet per pulse
( a ) Weld start ( c ) Finger type
penetration ( b ) Bowl shaped
penetration
第11図 熱源形状の変化 Fig. 11 Change of heat source shape
易的に1パルス当たりのドロップ数を予測できると考え られる．
5. 1. 2 溶滴移行形態と溶込み形状
1パルス当たりのドロップ数と溶込み形状評価指標Pf の関係を第14図に示す．1パルス2ドロップ領域が他 の溶滴移行形態と比較し最もPfの数値が小さい，つまり フィンガー形状となることが分かった．一方，Nパルス1 ドロップとなる領域では，Pfが大きくなる（ 鍋底形状と なる ）ことが分かった．
これは，溶滴サイズが大きい場合，溶融池への入熱の拡 散領域が広いため，溶込みは幅方向へ広がり，結果鍋底状 となるものと推察される．
よって，溶込み形状の制御には溶滴サイズを制御する必 要があると考えられ，Nパルス1ドロップとなるよう電 流波形形成パラメータを調整することが効果的と考えられ る．
5. 1. 3 溶込み形状予測実験式の導出
移行形態評価パラメータWpと1パルス当たりのド ロップ数（ アーク現象 ），Pf（ 溶込み形状評価指標 ）の関 係から実験式が導き出された（第15図）．これらの式を 重畳することで，電流波形形成パラメータと溶込み形状評 価指標の近似理論値を導出した（( 9 )式 ）．アークを出 さずともパルス条件から溶込み形状を予測する指標となる と期待できる．
Pf=-3 854.7W p3+ 1 141W p2-102.1W p+ 4.830 7 ……… ( 9 ) 5. 2 溶込み形状予測シミュレーション
5. 2. 1 熱効率と溶込み形状の関係
第17図は，第16図の溶接条件に合わせ熱効率と熱源
比率を変化させて計算した計算結果であり，図中の数字は 溶込み深さを表す．熱効率と熱源比率を変化させて計算し た．この図を見ると，熱効率が変化しても溶込み深さには それほど影響が出ていないことがわかる．また熱源比率を 変化させた場合には，フィンガー溶込み先端の幅はそれほ ど変化しないが，深さが大きく変化している．
5. 2. 2 溶滴サイズと溶込み形状の関係
前項にて，溶滴サイズが大きい方が鍋底状の溶込みとな る結果を述べたが，板厚方向への線状熱源直径を溶滴サイ ズとみなし，溶滴サイズが2.0 mmの場合の溶込み形状 のシミュレーションを実施した．第18図に，第17図と 入熱量は同じであるが線状分布熱源の熱源直径を1.2 mm
から2.0 mmに変更した場合の計算結果を示す．
この図から第17図と入熱量が同じであるにもかかわら ず，溶込み形状が鍋底形状に大きく近づいたことがわか る．これは入熱量が溶融池内に分散して投入されたことが 原因であり，溶滴の挙動によって溶込み形状が大きく変化 することを示唆している．本結果は実験結果とも符号して いる．また溶融断面積も変化しており，単純に熱効率だけ
1 2 3 4 5
0 1 2 3 4
Evaluation index of penetration
The number of droplet per pulse
第14図 1パルス当たりの溶滴落下数とPfの関係 Fig. 14 Relationship between the number of droplet per pulse and Pf
1 2 3 4 5
0 0.03 0.06 0.09 0.12 0.15
Evaluation value of penetration
Evaluation parameter ( Wp ) 第15図 W pとPfの関係 Fig. 15 Relationship between W p and Pf
( I = 200 A，V = 27.3 V，v = 70 cm/min，WFS = 6 m/min ) 第16図 溶接試験結果
Fig. 16 Experimental result
で溶融量を評価することが難しいことがわかる．この様な 変動は，溶滴の移行現象に大きく依存していると考えら れ，今後はパルス条件やワイヤ径等が溶込みに与える影響 を調査していく必要がある．
6. 結 言
一連のアークプロセスの把握と最適波形の提案が可能な 指標の明示を目的とし，電流波形形成パラメータ，溶滴移 行現象，溶込み形状の関係を調査した．また，熱源近傍の みを詳細に計算し，溶滴を模擬した板厚方向への線状分布 熱源を考慮した溶接プロセスモデルの開発・評価を行っ た．
( 1 ) 従来，主観による評価が主流であった溶込み形状
評価を定量化可能で，目視での評価結果と精度良く 対応させる指標Pfを作成した．
( 2 ) 溶込み形状に最も寄与度の高い因子が溶滴移行形
態であることが明らかになった．1パルス2ドロッ プで最もフィンガー形状となり，Nパルス1ドロッ プで最も鍋底形状となることが分かった．
( 3 ) ピーク電流時でのワイヤの溶融量と溶滴離脱にか
かる力（ 電磁ピンチ力 ）に着目した．出力波形形成 パラメータから溶滴移行形態を予測する指標 Wp ( = AI p2d 2Vf T p )を作成した．
( 4 ) 電流波形形成パラメータから溶込み形状評価点数
を予測する実験式を導出した．
( 5 ) 従来の計算モデルでは再現が難しかったフィン
ガー形状の溶込みの再現を可能とした．
( 6 ) 溶滴サイズが1.5 mm程度ではフィンガー形状と
なり，2.0～2.5 mmでは鍋底形状となる傾向が見受
けられた．本傾向はシミュレーションにおいて板厚 への線状分布熱源直径を1.2 mmから2.0 mmに変 化させた場合も同様に見受けられた．
Heat input ratio ( linear : surface )
1 : 4
3.7 mm
3.1 mm
3.6 mm
2.7 mm
3.2 mm
2.7 mm 第17図 溶込みに及ぼす線状熱源の影響
Fig. 17 Effect of line heat rate of penetration
Diameter of linear heat source
Heat efficiency
70％ 65％ 60％
Heat input ratio 1 : 4 ( linear : surface ) Welding speed 70 cm/min
1.2 mm
2.0 mm
第18図 溶込みに及ぼす線状熱源径の影響 Fig. 18 Effect of line heat diameter on penetration
― 謝 辞 ―
本研究の遂行に当たっては，技術開発本部生産技術セン ター溶接技術部 内田雄太氏から多くのご助言とご協力を いただきました．ここに記し，深く感謝いたします．
参 考 文 献
( 1 ) K. Hyoma，S. Nonomura, et al. : Preprints of the National Meeting of JWS No. 93 ( 2013. 11 ) pp. 116－117
( 2 ) T. Okuno, T. Haga, et al. : The Method of Multivariate Statistics＜ Revised Edition ＞ ( 1981 ) pp. 25－155
( 3 ) J. F. Lancaster : The Physics of Welding ( 1990. 11 ) pp. 290－291
( 4 ) Y. Hirata : Gas shielded Metal Arc Welding Journal of the Japan Welding Society Vol. 77 No. 4 ( 2008. 10 ) pp. 32－39
( 5 ) H. Maruo, Y. Hirata and T. Noda : Effects of Welding Current Waveform on Metal Transfer and Bead Formation in Pulsed MIG Welding Quarterly Journal of the Japan Welding Society Vol. 2 No. 1 ( 1984. 6 ) pp. 12－18
( 6 ) P. K. Palani and N. Murugan : Selection of parameters of pulsed current gas metal arc welding Journal of Materials Processing Technology 172 ( 2006. 2 ) pp. 1－10
( 7 ) F. Miyasaka, Y. Yamane and T. Ohji : Development of circumferential TIG welding process model: a simulation model for welding of pipe and plate Science Technology of Welding and Joining Vol. 10 No. 5 ( 2005. 9 ) pp. 521－527
( 8 ) T. Yamamoto, T. Ohji, F. Miyasaka and Y. Tsuji : 2Mathematical modeling of metal active gas arc welding Science Technology of Welding and Joining Vol. 7 No. 4 ( 2002. 7 ) pp. 260－264 ( 9 ) T. Ohji, Y. Tsuji, F. Miyasaka and T. Yamamoto :
Mathematical Modeling of Metal Active Gas ( MAG ) Arc Welding Journal of Material Science and Technology Vol. 17 No. 1 ( 2001. 1 ) pp. 167－ 168
( 10 ) S. Nonomura, K. Hyoma, et al. : Preprints of the National Meeting of JWS No. 93 ( 2013. 11 ) pp. 114－115
（ 溶接学会論文集 第33巻 ( 2015 ) 第1号より転載 ）
1. は じ め に
2004〜2007年 に 開 催 さ れ たDARPA Grand/Urban
Challengeなどの長距離無人車競技会により，ロボット車
両の実現可能性が大きく示された．DARPA Challengeは，
米軍において2015年に自律的な無人軍用車両を全体の 1/3にすることを目標に行われた．現在，自律走行の技術 は軍用に限らずさまざまな分野で研究・開発・実証が行わ れている．本稿では各分野で開発が進められるロボット車 両や自律走行・遠隔操縦支援に関する技術を紹介する．な お，ここでは自律もしくは遠隔操縦で走行する車両を無人 車，自律的にドライバの運転支援を行う車両を自動運転車 とし，両方包括してロボット車両と呼ぶこととする．