JP2008018436A - 溶接方法および溶接物 - Google Patents

Abstract

【課題】通常のアーク溶接機器以外に、追加の機器や加工工程を必要とすることなく、溶接部におけるブローホールの発生を抑える。
【解決手段】アルミニウム鋳物材１とアルミニウム展伸材３とからなるワーク相互を、ワイヤ７を用いて溶接接合する際に、ワイヤ７とワークとの間に印加する電圧の極性を切り換えて交流アーク溶接を行う溶接方法であって、ワイヤ７が正の極性となる電流の時間積分値をＡ、ワイヤ７が負の極性となる電流の時間積分値をＢとしたときに、｜Ｂ｜／（Ａ＋｜Ｂ｜）＝０．１２８以上とした状態で、交流アーク溶接を行い、これにより、アルミニウム鋳物材１に対する溶接時の入熱量を６７．８Ｊ／ｍｍ²以下とする。
【選択図】図１

Description

本発明は、少なくとも一方が鋳物材からなるアルミニウム合金のワーク相互を、溶加材を用いて溶接加工する溶接方法に関する。

アルミニウム鋳物材の一つであるダイカスト材は、薄肉で複雑な形状の高精度な部品を製造できることから、またアルミニウムの押し出し材などの展伸材は、強度特性に優れることから、いずれも自動車、船舶、産業機械などの分野で広く用いられている。

近年、自動車に関しては、環境改善への要請から軽量化が求められているが、その達成手段の一つとして、車体やサスペンションなどを構成する構造体として、上記したダイカスト材と展伸材とをアーク溶接によって溶接接合した溶接構造体の採用が進んでいる。

また、これら溶接構造体の採用に当たっては、自動車の走行に伴う外力を負担する必要があることから、溶接品質の信頼性の確保、特に溶接強度の確保、具体的には、ダイカスト材や展伸材自体が破断する形態となることが必要不可欠となっている。

しかしながら、アルミニウムのダイカスト材と同展伸材とのアーク溶接では、ダイカスト材に含まれるガスが原因で、アーク溶接時にブローホールが発生し、溶接部位における溶接強度が低下する。

そこで、例えば下記特許文献１では、直流パルスアーク溶接を行う際に、溶融池を攪拌手段により攪拌したり、加熱手段により加熱するなどにより、ブローホールを低減させている。

また、下記特許文献２では、アルミダイカスト部材とアルミ被接合物との境界より該アルミダイカスト部材側に外れた近傍を交流ＴＩＧアーク溶接法により溶融することで近傍が含有するガスを排出し、この近傍が固化した後、交流ＴＩＧフィラーアーク溶接法でアルミダイカスト部材とアルミ被接合物とを溶接している。

さらに、下記特許文献３では、レーザ照射とアーク長揺動パルスアーク溶接法の組み合わせにより、溶融池の溶融部と非溶融部との前方境界部近傍にレーザ照射しながらアーク長揺動パルスアーク溶接を行い、このレーザ照射によって溶融部からガスを外部に放出させ、溶接している。
特開平８−２０６８３８号公報 特開平１０−３１４９４８号公報 特開２００５−３４８６８号公報

しかしながら、前記した従来技術においては、下記のような問題がある。

特許文献１に記載のものは、通常のアーク溶接機器以外に、溶融池を攪拌する手段や加熱する手段などが別途必要であり、ブローホールを低減するための追加の機器および加工工程が必要となってコストアップを招くとともに、追加の加工工程による加工時間が延長して生産効率の低下を招く。

特許文献２に記載のものは、アーク溶接法でアルミダイカスト部材とアルミ被接合物との境界部のダイカスト部材近傍を溶融させる必要があり、その分加工時間が長くなり、生産効率の低下を招く。

特許文献３に記載のものは、通常のアーク溶接機器以外に、溶融池の溶融部と非溶融部との前方境界部近傍にレーザ照射する手段が別途必要であり、ブローホールを低減するための追加の機器が必要となってコストアップを招く。

そこで、本発明は、通常のアーク溶接機器以外に、追加の機器や加工工程を必要とすることなく、溶接部におけるブローホールの発生を抑えることを目的としている。

本発明は、少なくとも一方が鋳物材からなるアルミニウム合金のワーク相互を、溶加材を用いて溶接接合する際に、前記溶加材と前記ワークとの間に印加する電圧の極性を切り換えて交流アーク溶接を行う溶接方法であって、前記鋳物材に対する溶接時の入熱量を１．１３Ｊ／ｍｍ²以下として交流アーク溶接を行うことを最も主要な特徴とする。

本発明によれば、ガスを含有する鋳物材への溶接時の入熱量を、１．１３Ｊ／ｍｍ²以下として交流アーク溶接を行うようにしたので、鋳物材への入熱を抑えて溶融金属中やその周囲の結晶組織が変化する熱影響部中でのブローホールの発生を抑えることができ、溶接部位の強度を高めることができる。この際、通常のアーク溶接機器以外に、追加の機器や加工工程が不要である。

以下、本発明の実施の形態を図面に基づき説明する。

図１は、本発明の一実施形態を示す交流アーク溶接装置の簡略化した全体構成図である。この交流アーク溶接装置によって溶接するワークとしては、アルミニウム合金からなる鋳物材１とアルミニウム合金からなる展伸材３とを互いに重ね合わせ、前記一方を板材である展伸材３の端部と他方の板材である鋳物材１上との間で、隅肉継手溶接を行う。これら鋳物材１および展伸材３は、電極となる台座４上に設置する。台座４は、後述するアーク２３が発生する部位に対応して凹部４ａを設けている。

溶接トーチ５は、溶加材である溶接ワイヤ７を図１中で上下方向に移動可能に収容し、このワイヤ７を下端から下方の溶接部に向けて順次繰り出す。溶接トーチ５の上方には、ワイヤ送給モータ９によって回転する一対のワイヤ送給ローラ１１を配置し、このワイヤ送給ローラ１１の回転によって前記したワイヤ７を下方に向けて送給する。

上記したワイヤ送給モータ９は、溶接電源装置１３が送信する送給制御信号Ｍｓを受けて駆動し、ワイヤ送給ローラ１１を回転させる。

溶接電源装置１３は、一方の電極端子１５を配線１７によって溶接トーチ５に接続するとともに、他方の電極端子１９を配線２１によって台座４に接続する。

そして、溶接電源装置１３が、これら各電極端子１５，１９間で溶接電圧Ｖを出力することで、溶接トーチ５から繰り出される溶接ワイヤ７の先端と、鋳物材１および展伸材３との間に、アーク２３が発生し、その結果、鋳物材１，展伸材３およびワイヤ７が溶融して図２に示すように溶融金属２５が形成され、これら鋳物材１と展伸材３とが溶接接合される。この際、溶融金属２５の周囲には、溶接入熱によってワーク（鋳物材１，展伸材３）の結晶組織が変化する熱影響部２７が存在する。この熱影響部２７は、ワークが溶融せずに結晶組織が変化するだけで、固体状態を維持している。

図３は、上記した溶接電源装置１３による、ワイヤ７側の溶接電流波形を示す。ワイヤ７が正の極性となる時間をＴ₁、同負の極性となる時間をＴ₂としている。なお、図３中で時間Ｔ₃は、ベース電流の通電時間である。これら各時間Ｔ₁，Ｔ₂，Ｔ₃における電流値は、それぞれＩ₁，Ｉ₂，Ｉ₃である。

図３において、通電１周期は、時間Ｔ₁と時間Ｔ₂との加算時間となるが、この通電１周期において、ワイヤ７が正極となる時間Ｔ₁での積分値をＡ、ワイヤ７が負極となる時間Ｔ₂での積分値を｜Ｂ｜とすると、｜Ｂ｜／（Ａ＋｜Ｂ｜）＝０．１２８以上としている。

ここで、上記したようなワイヤ７が負極となる時間Ｔ₂での積分値｜Ｂ｜を、通電１周期（Ｔ₁＋Ｔ₂）での積分値（Ａ＋｜Ｂ｜）で除した比率を極性比率Ｃとし、この極性比率Ｃを調整して、上記したように０．１２８以上とすることで、ワークの特にガスが内部に含有する鋳物材１への入熱量を、１．１３Ｊ／ｍｍ²（単位板厚あたりの入熱量に相当）以下に抑えて溶融金属２５中および熱影響部２７中でのブローホールの発生を抑えている。

なお、上記した通電１周期（Ｔ₁＋Ｔ₂）は、ワイヤ７が正極となる時間と負極となる時間とが交互に発生してこの状態を繰り返す形態となっているが、例えばワイヤ７が正極となる時間をパルス状に連続して与え、その後ワイヤ７が正極となる時間と負極となる時間とを図３のように与え、これらワイヤ７が正極となる時間が連続する領域と、ワイヤ７が正極となる時間と負極となる時間とが繰り返す領域とを含む部分を通電１周期としてもよい。このように設定した通電１周期の中で、前記したような、ワイヤ７が正極となる時間Ｔ₁での積分値Ａと、ワイヤ７が負極となる時間Ｔ₂での積分値Ｂとの間で｜Ｂ｜／（Ａ＋｜Ｂ｜）＝０．１２８以上となるようにする。

要するに、本実施形態では、通電波形としては、図３のものに限定されるわけではなく、ワイヤ７が正極となる時間での積分値Ａと、ワイヤ７が負極となる時間での積分値｜Ｂ｜との間で｜Ｂ｜／（Ａ＋｜Ｂ｜）＝０．１２８以上となればよい。

ところで、アーク溶接における接合形態は、前述したように、電極を構成する溶接ワイヤと、ワークとの間に通電し、通電で生じるアークプラズマの熱エネルギにより、溶接ワイヤ７およびワーク（鋳物材１と展伸材３）を溶融させ、その三つからなる溶融金属が凝固して形成される溶接部（溶融金属２５）により、一組の鋳物材１と展伸材３との接合が行われる。

また、上記した溶融金属２５の形成形態は、電極を構成する溶接ワイヤ７と一組のワーク間に流す電流の量、電極間の極性設定に伴う通電方向に大きく依存する。すなわち、電流値は、三つの金属を溶かすアークプラズマの熱エネルギの大きさに関係する因子となり、通電方向は、電極を形成するワイヤとワークのそれぞれへのアークプラズマの熱エネルギの配分に関係する因子となる。

通電方向は、電極の極性設定により決まるが、ワイヤの極性を基準に、ワイヤを正極性とする逆極性と、ワイヤを負極性とする正極性とがある。逆極性通電と正極性通電との違いは、アークプラズマの熱エネルギの配分量の違いになる。

ワイヤを正極性とする逆極性の特徴は、電子を放出する陰極を構成する母材となる鋳物材１への熱エネルギの配分量が多くなり、母材の加熱・溶融が主体となる一方、正極となるワイヤでは、熱エネルギの配分量が少なくなるとともに、電子が流入するワイヤの先端部に加熱・溶融が集中し、溶融量が少なくなる。

これに対してワイヤを負極性とする正極性の特徴は、熱エネルギの配分が陰極となるワイヤ主体になるとともに、ワイヤから放出される電子は、先端部を含めたワイヤ全体から放出され、ワイヤ全体が溶融することからワイヤの溶融量が多くなる。一方、このとき母材の溶融は、母材に飛着するワイヤ溶融金属の溶融熱による間接入熱が主体になることから、母材の加熱・溶融は少なくなる。

上記した逆極性通電と正極性通電との違いを、溶接現象で説明すると、ワイヤを正極性とする逆極性通電では、加熱・溶融の主体が母材になることから、アルミニウム鋳物材１の溶融量も多くなり、アルミニウム鋳物材１中に含有するガスが溶融金属２５中に析出する結果、溶融金属２５中のブローホールの発生が多くなる。また、母材となるアルミニウム鋳物材１が直接加熱されることから、アルミニウム鋳物材１に含有するガスが溶融金属２５の周囲の熱影響部２７に析出して熱影響部２７にもブローホールが発生するようになる。

これに対して、ワイヤを負極性とする正極性通電では、加熱・溶融の主体がワイヤ７になり、母材の加熱・溶融は、ワイヤ溶融金属の飛着に伴う間接入熱が主な熱源になる。結果として、溶融金属２５中のブローホールは、母材の溶融量が少ないことから減少する。また、母材の熱影響部２７でのガスの析出も、母材への加熱が少ないことから減少し、ブローホールの発生が減少する。

本実施形態では、前記図３に示したように、ワイヤ７を正の極性とする逆極性通電と、ワイヤ７を負の極性とする正極性通電との相互の関係として、ワイヤ７が負極となる時間Ｔ₂での積分値｜Ｂ｜を通電１周期（Ｔ₁＋Ｔ₂）での積分値（Ａ＋｜Ｂ｜）で除した極性比率Ｃが、０．１２８以上となるようにしている。

図４は、溶融金属２５およびその周囲の熱影響部２７中のブローホール密度を算出する一例として、溶接後の図２中で上方から下方に向けて投影したＸ線透過像を示す。ここで、溶融金属２５および熱影響部２７中に形成されたブローホールＢＨの平面視での面積の総和Ｅを、溶融金属２５の平面視での面積（溶融金属２５の外郭線２５ａで囲まれた内側全体の面積）Ｄで除した面積比Ｅ／Ｄを、ブローホール密度Ｆとする。

この際、本実施形態では、前記した極性比率Ｃを０．１２８以上とし、また鋳物材１への入熱量を、１．１３Ｊ／ｍｍ²以下とすることで、ブローホール密度Ｆを、０．１６８未満とすることとしている。これにより、溶接強度に与えるブローホールの影響を避けることができる。

次に、本実施形態における鋳物材１への入熱量と、該入熱量の制御因子となる極性比率との関係について説明する。

図５は、縦軸（Ｙ）を鋳物材１への入熱量（Ｊ／ｍｍ²：単位板厚あたりの入熱量に相当）とし、横軸（Ｘ）を極性比率Ｃ（ここでは極性比率Ｃを１００倍した％で表示）とし、ワークに適宜外力を付加した場合の破断形態を示すグラフである。このグラフにおいて、×印は溶融金属２５が破断した場合（以下ビード破断と呼ぶ）で、○印は鋳物材１が破断した場合（以下母材破断と呼ぶ）である。

鋳物材１への単位板厚あたりの入熱量（Ｊ／ｍｍ²）は、電流値（Ａ）×電圧値（Ｖ）×（１―極性比率）／溶接速度（ｍｍ／秒）で求めた値を、鋳物材１の板厚（ｍｍ）で除した値である。

なお、上記図５では、鋳物材１に含有するガス量Ｇを０ｃｃ＜Ｇ≦７ｃｃとしている。

ここで、極性比率Ｃが０％の縦軸上の３点のデータは、直流パルス溶接でのものである。横軸上の極性比率Ｃを順次増加させると、下記の式によって単位板厚あたりの入熱量が減少し、極性比率Ｃにより入熱量を制御できることがわかる。

Ｙ＝１．３１５０３５―０．０１４５４７４Ｘ
上記図５によれば、○印で示す母材破断となる形態は、単位板厚あたりの入熱量を１．１３Ｊ／ｍｍ²以下とすることで達成することができる。また、上記式より、入熱量を１．１３Ｊ／ｍｍ²以下とするには、極性比率Ｃを１２．８％以上とすることが条件となる。

なお、ここでの入熱量は、溶接時の熱効率を考慮していない。したがって、熱効率を考慮する場合には、単位板厚あたりの入熱量（Ｊ／ｍｍ²）としては、熱効率係数ηを掛けた値となる。例えば、ミグ溶接の場合には、η＝０．７なので、単位板厚あたりの入熱量が、１．１３×０．７＝０．７９Ｊ／ｍｍ²以下となる。

また、ここでのアルミニウム合金からなる鋳物材１，展伸材３およびワイヤ７は、表１に示す材料組成のものを使用した。

図６〜図１２は、横軸を上記した入熱量（Ｊ／ｍｍ²）とし、縦軸をブローホール密度Ｆ（ここではブローホール密度Ｆを１００倍した％で表示）とし、これら相互の関係における破断形態を、鋳物材（母材）１に含有するガス量Ｇの相違によって示している。
なお、ガス量の測定は、溶接部近傍から採取した試料を、「ランズレー法」により実施した。

ここで図６は、上記したガス量Ｇが鋳物材１００ｇに対して極めて少ない０〜３ｃｃでのものであり、この場合には、前記図５にてビード破断が発生している１．３〜１．４Ｊ／ｍｍ²程度の直流パルス溶接に相当する入熱量であっても、ブローホール密度は上限値１６．８％未満となり、○印で示す母材破断形態が得られている。

上記したガス量Ｇが鋳物材１００ｇに対して０〜３ｃｃの場合には、鋳物材中のガス含有量が極めて少なく、そのため鋳造コストが高くなり、品質管理の面でも不利なものとなる。

図７は、ガス量Ｇが鋳物材１００ｇに対して３ｃｃ＜Ｇ≦４ｃｃでのものであるが、この場合には、○印で示す母材破断形態が、ブローホール密度については１６．８％未満で得られ、入熱量については１．１３Ｊ／ｍｍ²以下で得られることを示している。また、前記１．３Ｊ／ｍｍ²を超え、１．４Ｊ／ｍｍ²以下程度の直流パルス溶接に相当する入熱量では、母材破断の条件となるブローホール密度１６．８％未満が満たされないことも示している。

上記した図６，図７から、直流パルス溶接時での入熱量に相当する１．３〜１．４Ｊ／ｍｍ²で、母材破断形態を得るためには、母材のガス含有量を３ｃｃ以下とすることが必要となる。

図８は、ガス量が鋳物材１００ｇに対して４ｃｃ＜Ｇ≦５ｃｃでのもので、また図９は、同５ｃｃ＜Ｇ≦６ｃｃでのものであり、これらいずれの場合でも、入熱量が１．１３Ｊ／ｍｍ²以下、ブローホール密度１６．８％未満では、○印で示す母材破断形態が得られることを示している。

図１０は、ガス量が鋳物材１００ｇに対して６ｃｃ＜Ｇ≦７ｃｃでのもので、この場合にも、上記した図８，図９での４ｃｃ＜Ｇ≦５ｃｃ，５ｃｃ＜Ｇ≦６ｃｃでのものと同様に、入熱量が１．１３Ｊ／ｍｍ²以下、ブローホール密度１６．８％未満では、○印で示す母材破断形態が得られる結果となっている。

図１１は、ガス量が鋳物材１００ｇに対して７ｃｃ＜Ｇ≦８ｃｃでのもので、ガス量Ｇが７ｃｃを超えると、入熱量が１．１３０Ｊ／ｍｍ²以下、ブローホール密度１６．８％未満で、×印で示すビード破断形態となる場合が見られる。

以上より、鋳物材１に含有するガス量Ｇを最大で７ｃｃとして鋳物材１の鋳造コストを低下させかつ品質管理の負担を軽減させた場合であっても、鋳物材１への入熱量を１．１３Ｊ／ｍｍ²以下、ブローホール密度を１６．８％未満とすることで、母材破断形態が得られるものとなる。

図１２は、ガス量が鋳物材１００ｇに対して８ｃｃ＜Ｇ≦１０ｃｃでのもので、この場合には、母材破断形態の得られる入熱量，ブローホール密度の条件はなく、入熱量とブローホール密度との相関関係もガス量Ｇが８ｃｃ以下の場合とは逆転し、論理面からも入熱量からブローホール密度を説明できず、本発明の適用範囲外にあることを示している。

以上図６〜図１２を通して見ると、入熱量の増加に伴うブローホール密度の上昇度合いが、図６のガス量Ｇが３ｃｃ以下から図９の同６ｃｃまでの増加に伴い高くなっている。これらの領域では、ブローホール密度に対し入熱量とガス量Ｇとが共に正の相関を持つことを示している。

ガス量Ｇが図１０の６ｃｃ＜Ｇ≦７ｃｃの領域にまで増加した場合には、この増加によっても入熱量の増加に伴うブローホール密度の上昇度合いが高くならず、逆に低くなっているが、母材破断形態の得られるブローホール密度、入熱量の許容条件域は、適用できる範囲となっている。

上記したガス量Ｇが７ｃｃを超える領域では、母材破断形態は、入熱量、ブローホール密度では律しきれず、破断形態は、ブローホール以外の別の要因が関与するようになると推察され、本発明の適用外となる。

以上、本発明の主旨は、アルミニウム鋳物材とアルミニウム展伸材とのアーク溶接において、母材であるアルミニウム鋳物材への溶接入熱量を制御することで、ブローホール発生密度を、母材破断形態の得られる密度以下に調整することにある。

ブローホールの発生に直接関係する要因は、ブローホールの原因となる鋳物母材に含有するガス量Ｇと、該ガス量の析出に関係する母材への入熱量になる。本発明では、前述したように、交流アーク溶接を行う際の極性比率を０．１２８以上とし、また鋳物母材への入熱量を、１．１３Ｊ／ｍｍ²以下することで、ブローホール密度を、１６．８％未満とすることとしている。

このとき、上記のブローホール密度を１６．８％未満とする際の直接関係する母材中に含有するガス量Ｇの上限値は、前述したように７ｃｃである。

このようなガス量Ｇの上限値は、直流パルス溶接での限界値が３ｃｃであるのに対して２倍以上となっている。このように、本発明では、鋳物材に含有するガス量Ｇを７ｃｃと多くしても、交流アーク溶接を行う際の極性比率を０．１２８以上として、母材への入熱量を１．１３Ｊ／ｍｍ²以下とすることで、ブローホール密度を１６．８％未満とすることができ、これにより母材破断形態が得られ、結果として鋳物材の鋳造コスト，溶接コストが低下し、かつ品質管理が容易となり、生産性が向上する。

通常、溶接構造体においては、特に、自動車における車体やサスペンションなどの構造体は、自動車の走行に伴う外力を負担することから、溶接品質の信頼性の確保、特に溶接強度の確保、具体的には、破断形態が、溶融金属２５ではなく母材破断となることが必要不可欠な前提条件となっている。

本実施形態では、極性比率を０．１２８以上とすることで、母材破断形態を得ることができ、溶接強度が確保されていることになる。

なお、上記した実施形態では、鋳物材１と展伸材３とを重ね隅肉継手溶接する例を示したが、突合せ継手、Ｔ継手、十字継手、かど継手、へり継手など、アルミニウム鋳物材とアルミニウム展伸材とのアーク溶接継手全般にも本発明を適用可能である。

本発明の一実施形態を示す交流アーク溶接装置の簡略化した全体構成図である。 図１のアーク溶接装置により鋳物材と展伸材とを重ね隅肉継手溶接した状態を示す断面図である。 図１の溶接電源装置による、ワイヤ側の溶接電流波形図である。 ブローホール密度を算出する一例として、溶接後の図２中で上方から下方に向けて投影したＸ線透過像図である。 鋳物材への単位板厚あたりの入熱量と通電時の極性比率との相関関係における溶接物の破断形態を示すグラフである。 鋳物材に含有するガス量が０ｃｃ以上、３ｃｃ以下での入熱量とブローホール密度との相関関係を示すグラフである。 鋳物材に含有するガス量が３ｃｃを超え、４ｃｃ以下での入熱量とブローホール密度との相関関係を示すグラフである。 鋳物材に含有するガス量が４ｃｃを超え、５ｃｃ以下での入熱量とブローホール密度との相関関係を示すグラフである。 鋳物材に含有するガス量が５ｃｃを超え、６ｃｃ以下での入熱量とブローホール密度との相関関係を示すグラフである。 鋳物材に含有するガス量が６ｃｃを超え、７ｃｃ以下での入熱量とブローホール密度との相関関係を示すグラフである。 鋳物材に含有するガス量が７ｃｃを超え以上、８ｃｃ以下での入熱量とブローホール密度との相関関係を示すグラフである。 鋳物材に含有するガス量が８ｃｃを超え、１０ｃｃ以下での入熱量とブローホール密度との相関関係を示すグラフである。

符号の説明

１ アルミニウム鋳物材
３ アルミニウム展伸材
７ ワイヤ（溶加材）
２５ 溶融金属

Claims (5)

1. 少なくとも一方が鋳物材からなるアルミニウム合金のワーク相互を、溶加材を用いて溶接接合する際に、前記溶加材と前記ワークとの間に印加する電圧の極性を切り換えて交流アーク溶接を行う溶接方法であって、前記鋳物材に対する溶接時の入熱量を１．１３Ｊ／ｍｍ²以下として交流アーク溶接を行うことを特徴とする溶接方法。
2. 前記溶加材が正の極性となる電流の時間積分値をＡ、前記溶加材が負の極性となる電流の時間積分値をＢとしたときに、｜Ｂ｜／（Ａ＋｜Ｂ｜）＝０．１２８以上とした状態で、前記交流アーク溶接を行うことを特徴とする請求項１に記載の溶接方法。
3. 前記鋳物材中のガス含有量を、鋳物材１００ｇに対し最大で７ｃｃとして、前記交流アーク溶接を行うことを特徴とする請求項１または２に記載の溶接方法。
4. 前記アルミニウム合金の一方を鋳物材からなる板材、他方を展伸材からなる板材としてこれら各板材相互を重ね合わせ、前記一方の板材の端部と前記他方の板材上との間で、重ね隅肉継手溶接を行うことを特徴とする請求項１ないし３のいずれか１項に記載の溶接方法。
5. 請求項１ないし４のいずれか１項に記載の溶接方法によって溶接加工した溶接物において、前記交流アーク溶接時の入熱によって前記溶加材および前記ワークが溶融する溶融金属の平面視での面積をＤ、前記溶融金属と、この溶融金属の周囲における前記溶接入熱により結晶組織が変化した部位とを合わせた平面視での面積中に存在するブローホールの平面視での面積の総和をＥとしたときに、Ｅ／Ｄ＝０．１６８未満としたことを特徴とする溶接物。

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