Warning: fopen(/home/virtual/kwjs/journal/upload/ip_log/ip_log_2022-08.txt): failed to open stream: Permission denied in /home/virtual/lib/view_data.php on line 83 Warning: fwrite() expects parameter 1 to be resource, boolean given in /home/virtual/lib/view_data.php on line 84 GTA-GMA 하이브리드공정에 따른 자동차용 아연도금강판의 용접부 기공감소 (II) - 하이브리드공정 적용 결과

GTA-GMA 하이브리드공정에 따른 자동차용 아연도금강판의 용접부 기공감소 (II) - 하이브리드공정 적용 결과

Porosity Reduction during Gas Tungsten Arc-Gas Metal Arc Hybrid Welding of Zinc Coated Steel Sheets (II) - Hybrid Welding Results

Article information

J Weld Join. 2016;34(4):48-54
안영남*, 김철희*,
* 한국생산기술연구원 용접접합그룹
* Joining R&D Group, KITECH, Incheon 21999, Korea
Corresponding author : chkim@kitech.re.kr
Received 2016 March 15; Revised 2016 March 28; Accepted 2016 June 17.

Abstract

The use of Zn coated steel has increased in the automotive industry due to its excellent corrosion resistance. Conventionally the BIW(body-in-white) structure and the hang-on parts have been made of Zn coated steel and more recently Zn coated steel began to be applied in the chassis parts. During gas metal arc (GMA) welding of the chassis part, lap fillet joint used to be adopted but spatter generation and porosities are most important concerns. In the industrial applications, an intentional joint gap was made to avoid the weld defects but it is not easy to control the size of joint gap. In this research, gas tungsten arc (GTA) is combined with GMA welding where GTA precedes GMA. As pulsed arc was adopted as GMA, GTA was oscillated along the longitudinal direction by pulsing GMA, but the arc oscillation did not disturb the molten droplet transfer of GMA welding. By increasing the distance between GTA and GMA, the length of weld pool increased and porosity could be reduced. Moreover porosity in the welds was fully removed when the distance between two arcs was 15 mm.

1. 서론

자동차 부품의 내식성을 향상시키기 위해 자동차 차체부품의 경우 아연도금강판이 주로 사용되고 있으며, 최근에는 샤시부품의 경우에도 아연도금강판의 적용이 확대되고 있다1). 이중 샤시부품의 용접의 경우 주로 가스메탈 아크(Gas Metal Arc, GMA)용접이 적용되고 있는데, 아연도금강판의 필릿용접이나 겹치기용접에서는 아연의 비등점이 강판의 용융점보다 낮기 때문에 아연의 폭발로 인해 스패터가 발생하기 싶고 피트나 블로우홀과 같은 용접부 결함이 발생한다2,3). 기존 연강의 경우 용접부의 강도가 모재보다 높아 용접부에 기공이 발생하더라도 충분한 용접강도 확보가 가능하였으나 최근 고강도 강판의 적용이 확대되면서 용접부에 기공이 발생할 경우 용접강도 저하가 발생하기 쉽다1). 아연도금강판의 아크용접부에 발생하는 기공을 제어하기 위하여 다양한 방법이 제안되었다. H. Matsui 등은 보호가스에 산소를 5 % 가량 첨가하거나 0.2~0.4 mm의 갭을 조성하는 방법을 제시하였다4). 보호가스에 첨가된 산소는 Zn 산화물을 형성하고 기존 Zn 도금층과 비교할 경우 기화 및 폭발이 지연되는 효과가 있으며 특히 저융점 용접재료를 사용하여 용접공정 온도를 낮출 경우 기공제어가 용이하였다. H. Matsui 등의 다른 연구에서는 펄스용접을 적용하거나 토치 작업각, 용접속도 등 공정변수를 제어하여 기공이 저감되거나5), 기계적 진동이나 펄스파형을 이용한 용융풀을 진동시킬 경우 기공이 저감됨을 확인하였다6). 아크 용접전원의 발전에 따라 AC (Alternating Current) 펄스용접7), 동기화 펄스 와이어송급8), CMT (Cold Metal Transfer) 용접9) 등 다양한 MAG(Metal Active Gas) 용접기법을 이용하여 기공저감연구가 진행되었다. 또한 용접재료내의 원소 중 Si, Mn 함량을 줄일 경우 용융금속의 점성이 감소하여 아연증기 배출이 용이하며1), S을 줄여 표면장력을 증가시킬 경우 용융풀의 선행이 방지되어 루트로부터 아연증기배출이 용이하다고 제안되었다10).

앞의 연구에서 제안된 방법의 경우 주로 용융풀내의 아연증기 배출을 용이하게 하는 방법들로 부재간 갭을 조성하는 방법을 제외하고는 아연증기의 폭발로 인한 용접부 결함을 원천적으로 제어하기 어려운 물리적 한계를 가지고 있다. 이 물리적 한계를 극복하기 위하여 저자들은 아연도금강판의 겹치기 용접부에 레이저용접을 적용하면서 선행 가스텅스텐아크(Gas Tungsten Arc, GTA) 열원을 적용하는 방안을 제안하였다11,12). 아크 선행 레이저-아크 하이브리드 용접을 적용할 경우 선행열원에 의해 겹치기용접부 계면의 아연층이 기화되거나 용융 후 산화되고, 열변형으로 인한 갭이 형성되는 효과가 있어 용접부 결함을 방지할 수 있었다.

그러나 레이저-아크 하이브리드 용접의 경우 레이저용접 구현에 따른 비용문제와 겹치기 필릿 용접적용의 어려움에 따라 샤시부품 적용이 쉽지 않아 본 연구에서는 복합아크공정의 적용을 검토하고자 하였다. 기존의 복합아크공정의 경우 탠덤용접을 적용하고 생산성을 향상시키려는 관점에서 연구가 시작되었다. 2개의 와이어를 이용하고 동기화된 용접전원으로 펄스를 교차하여 적용할 경우 아크간 간섭을 최소화하면서 용착량을 늘일 수 있었으며13-15), 알루미늄 대용착용접에도 적용이 가능함을 확인하였다16,17).

보다 최근에는 W. M. Zhang 연구팀에서는 DE-GMAW (Double Electrode-Gas Metal Arc Welding)을 제안하였다18). 초기 단계에서는 비소모성 전극을 이용하여 역극성의 GMA용접에서 모재로 흘러갈 전류의 일부를 바이패스하여 역극성의 전극와이어와 모재의 가열을 분리하여 제어하고자 하였다19,20). 이후 GMA용접토치를 이용한 전류바이패스를 구현하는 방법을 제안하였으며21,22), 알루미늄 용접 및 이종재료접합으로 확장하고23,24) 용적이행 메커니즘에 대한 연구25)가 수행되었다.

DE-GMAW와 달리 GTA-GMA 하이브리드용접의 경우 선행 또는 후행하는 GTA를 이용해 GMA를 안정화하고 용접비드 표면을 개선하거나 용접속도를 향상시키기 위해 제안되었다. X. Meng 등은 GTA 선행방식의 GTA-GMA 하이브리드 용접을 적용할 경우 비드용접에서 3.5 m/min, 맞대기용접에서 4.5 m/min의 용접속도 구현 및 열영향 저감이 가능함을 보여주었으며, 다양한 하이브리드 용접공정변수의 영향을 검토하였다26). M. Tanaka 연구팀에서는 GTA-GMA 하이브리드 용접을 적용할 경우 Ar 보호가스 분위기 하에서도 안정된 GMA용접이 가능하다는 것을 확인하였고, 이로 인해 용착금속의 인성 향상이 가능하였다27). 또한 STS강에 적용 시 기존 GTA용접에 비해 최대 44 % 용접속도 향상이 가능하였으며, 작동메커니즘28) 및 열원 모델29)에 대한 연구결과가 계속 발표되고 있다.

선행연구30)에서는 아연도금강판의 겹치기 용접부에 GTA용접과 GMA용접을 각각 1패스로 총 2패스용접을 실시하여 용접부 기공의 제어가 가능함을 확인하였다. 본 연구에서는 GTA-GMA 하이브리드 용접을 아연도금강판의 겹치기용접에 적용을 시도하였다. 갭이 없는 겹치기 필릿 용접부에 GTA-펄스 GMA 하이브리드 용접을 적용하고, GTA의 거동과 펄스 GMA용접 공정의 안정성을 검토하고자 하였다.

2. 실험장치 및 방법

본 연구에 사용한 강판은 합금화아연도금(Galvannealed, GA)강판으로 전면과 후면에 각각 42 g/m2의 아연이 도금되어있으며, 그 화학조성을 Table 1에 나타내었다. 시험재의 두께는 1.2 mm이며 용접실험을 위하여 폭과 길이를 각각 120 mm, 150 mm로 절단한 후, 겹치기 필릿 이음 시험편으로 제작하였으며, 이때 겹침길이는 30 mm 이다. 실험에 적용한 GMA용접기는 300 A급 인버터 용접기이며, 1.2 mm 직경의 ER70S-6 와이어를 사용하였다. 모든 용접실험은 1축 이송장치를 이용하여 1.0 m/min의 속도에서 실시하였다.

Chemical compositions of base metal(wt. %)

GTA 용접은 300 A급 인버터 용접기에 2.4 mm 직경의 W-Th계 전극 봉을 사용하였으며 Fig. 1와는 GTA-GMA 하이브리드 용접 실험을 위한 GMA 토치와 GTA 토치의 배치를 나타내었다. 그림에서와 같이 GTA 토치는 후진각 20°, 작업각 0°로, 그리고 GMA 토치는 전진각 20°, 작업각 30°로 고정하였다.

Fig. 1

Schematic diagram of GTA-GMA hybrid welding test setup

전극 간격, D는 중요 공정변수로 설정하여 그 간격을 변화시키면서 용접을 실시하였다. GMA용접 토치와 GTA용접 토치에는 모두 Ar-10 % CO2 혼합가스를 보호가스로 공급하였으며, 유량은 15 l/min이다. 용접된 시험편의 비드 표면, 단면결함은 광학장비로 검사하였고 용접부 내부결함은 X-ray 장치를 이용하여 비파괴검사하였다.

3. 실험결과

3.1 GMA 단독용접

간극이 존재하지 않는 아연도금강판의 겹치기 필릿 이음부에 대해 GMA 정전압 표준모드와 펄스모드용접을 수행하여 그 결과를 Fig. 2와 나타내었다. GMA 표준모드용접에 적용한 용접전류와 전압은 각각 180A, 19V 이다. Fig. 2(a)에서는 표면에 상당히 많은 기공 결함이 형성된 것을 확인할 수 있었는데, 아크열에 의하여 아연도금층의 기화 및 기화된 가스 배출과정에서 다량의 스패터와 함께 발생되었던 것으로 판단된다. Fig. 2(b)와 (c)는 펄스모드 GMA용접을 수행한 시험편의 비드외관 및 X-ray 사진을 나타낸 것이며, 평균전류 170 A, 평균전압 20 V 및 1-용적 1-펄스(One-Pulse One-Drop, OPOD) 조건에서 펄스용접을 수행한 결과이다.

Fig. 2

Bead quality of GMA welds, a: Bead appearance for standard mode GMAW, b: Bead appearance for pulse mode GMAW, c: X-ray image for pulse mode GMAW

사진에서 알 수 있듯이 이 시험편에서는 비드표면에 기공결함이 없는 양호한 용접부를 보이고 있다. 그러나 이 시험편의 비파괴 검사결과 Fig. 2(c)에 보인 것과 같이 비드 전체에서 기공 결함이 발견되었다(화살표). 내부기공 발생원인은 이 경우에도 GMA 가열에 의하여 기화된 아연증기가 모두 방출되지 못하였기 때문으로 사료된다. 한편 Fig. 3은 이 실험의 고속촬영 결과로서 OPOD 이행이 잘 이루어지고 있음을 확인할 수 있었지만 스패터 발생을 피할 수는 없었다.

Fig. 3

High speed images for pulse mode GMA welding. a: 1 ms, b: 2 ms, c: 3 ms, d: 4 ms

3.2 GTA-GMA 하이브리드용접

3.2.1 전극 간격의 설정

아연도금강판의 겹치기 이음 용접에서 기공의 발생은 앞서 언급된 것과 같이 강의 용융점보다 아연의 비등점이 낮기 때문에 발생하는 현상으로 알려져 있다. GTA와 GMA용접을 복합화하여 적용하면서 선행하는 GTA 열원으로 도금층을 제거하고 GMA용접으로 본 용접을 실시할 경우 기공결함을 줄일 수 있을 것으로 판단하였다. 선행 연구에서 2개의 열원을 2패스로 적용하여 아연도금의 폭발로 인한 기공발생을 충분히 제어할 수 있음을 확인하였다30). 이 때, 각 용접열원에서의 용접조건은 선행연구에서 선정한 조건을 사용하였으며, GTA-GMA 하이브리드용접에서 중요공정변수로 전극 간격를 선정하여 실험을 진행하였다26). 실험에서 적용한 전극 간격은 5 mm, 10 mm 그리고 15 mm이었다. GTA 전극의 위치는 이음부로부터 1 mm 떨어진 위치로 설정하여 용접부의 루트에 충분한 열을 주면서도 상판의 모서리가 무너지지 않고 유지되도록 였으며, 용접전류는 100 A 인가하였다. GMA용접은 펄스모드를 사용하였고, 적용한 평균 용접전류와 용접전압, 와이어송급속도는 각각 170 A, 20 V, 8.5 m/min이었다.

3.2.2 용접공정 안정성

GTA-GMA 하이브리드 용접에서 GMA용접의 안정화는 생산성과 용접품질 확보를 위한 핵심 요소이다. 본 실험에서 전극 간격에 따라 용접현상을 고속촬영하고 GMA용접 공정 안정성을 평가하였다.

Fig. 4는 전극 간격이 5 mm일 때의 고속촬영결과로 펄스 GMA용접의 베이스 전류 구간(Fig. 4a)에서는 GTA의 모양이 전형적인 종 모양을 보이지만 피크 전류 구간(Fig. 4b)에서는 아크간 간섭에 의해 GTA가 용접진행 방향으로 밀려나는 현상이 관찰된다.

Fig. 4

TIG arc blowing at an electrode distance(D) of 5 mm in TIG-MAG hybrid welding, a: 0 ms, base current phase, b: 2 ms, peak current phase

그러나 본 연구에서는 GTA열원의 사용 목적이 오로지 도금층을 제거하는 것이었기 때문에 용접진행방향과 나란한 방향으로의 GTA의 요동은 공정에 영향이 없을 것으로 판단하였다. 이러한 아크 요동은 전극 간격이 10 mm일 경우에도 유사하게 관측되었다.

한편, Fig. 5는 전극 간격이 15 mm일 때의 고속촬영 결과이다. 이 실험에서는 전극 간격이 5 mm와 10 mm일 때와 마찬가지로 GTA가 펄스 GMA용접의 피크전류 구간에서 용접 진행방향으로 밀리는 현상은 관찰되지만 Fig. 4와 비교할 때 전극간 거리가 멀어짐에 따라 그 정도가 크게 경감됨을 알 수 있다.

Fig. 5

TIG arc blowing at an electrode distance(D) of 15 mm in TIG-MAG hybrid welding, a: 0 ms, base current phase, b: 2 ms, peak current phase

Fig. 6은 전극 간격이 5 mm일 때 GMA용접의 용적이행 현상을 확대 촬영한 결과로, 펄스 전류에 의해 안정적인 OPOD 용적이행 현상을 보여주고 있다. Fig. 7과 8은 전극 간격이 각각 10 mm, 15 mm일 때의 고속촬영결과로 전극 간격이 변화하여도 v펄스모드 GMA용접의 OPOD 이행은 안정적이었다. 따라서 이러한 실험결과를 종합하여 볼 때 GTA-GMA 하이브리드용접에서 전극 간격은 펄스 MAG용접의 안정성에 영향을 거의 주지 않는 것으로 판단된다.

Fig. 6

Metal transfer when D=5 mm, a: 1 ms, b: 2 ms, c: 3 ms, d: 4 ms

Fig. 7

Metal transfer when D=10 mm, a: 0.5 ms, b: 1.5 ms, c: 2.5 ms, d: 3.5 ms

Fig. 8

Metal transfer when D=15 mm, a: 0.5 ms, b: 1.5 ms, c: 2.5 ms, d: 3.5 ms

3.3.3 용융풀의 길이 추정

아연도금강판의 용접에 GTA-GMA 하이브리드용접을 적용할 경우 선행 GTA 입열로 인해 산화아연이 형성되고 이로 인해 용접결함이 방지가능하다30). 동일한 용접조건에서도 전극 간격이 길어질 경우 용융풀의 길이가 증가하기 때문에 내부 기공의 배출에 유리하다. Fig. 9는 펄스 GMA 단독용접과 GTA-GMA 하이브리드용접의 크레이터 길이를 비교한 사진이다. 용접이 완료된 수 생성된 용접 크레이터 길이는 용접 중 용융풀의 길이와 비례한다. Fig. 9(a)의 펄스 단독용접에서는 볼록한 크레이터 형상이 관찰되며 크레이터 위치에 기공결함이 관찰된다. 반면에 Fig. 9(b)와 같이 GTA-GMA 하이브리드용접에서는 오목한 크레이터가 형성되며 펄스 단독용접에서 생겼던 기공결함이 관찰되지 않는다.

Fig. 9

Typical shape and size of craters, a: Pulse GMA welding, b: GTA-GMA hybrid welding

전극 간격과 크레이터 면적간의 관계는 Fig. 10와 제시하였다. 이 때, 크레이터 면적은 X-ray 사진을 활용하여 측정하였다. 전극 간격, 전극 간격이 5 mm에서 10 mm로 증가할 경우 크레이터 면적은 약 28 mm2에서 약 46 mm2로 증가한다. 또 전극 간격이 15 mm로 설정될 경우 크레이터 면적은 85.2 mm2로 측정되었다. 예상했던 바와 같이 전극 간격이 길어질수록 크레이터 면적이 증가하였고 이는 후술하는 바와 같이 용접부 내부기공의 잔류 가능성을 크게 경감시켰던 것으로 나타났다.

Fig. 10

Correlation between crater area and electrode distance(D)

3.3.4 GTA-GMA 하이브리드 용접부 품질

Fig. 11은 전극간격에 따른 용접부 단면 마크로 사진과 X-ray 비파괴 검사 결과를 보인 것이다. 전극 간격이 5 mm와 10 mm일 경우에는 용접부에 비교적 큰 기공이 다수 발견되고 있으나 전극 간격이 15 mm일 경우에는 기공결함이 없는 건전한 용접부를 얻을 수 있었다. 한편 용융풀의 길이가 길어질 경우 불순물 편석과 응고 결정립성장 형태의 관점에서 용접부 응고균열의 발생가능성이 높은 것으로 알려져 있으나31) 본 연구의 실험범위에서는 용접부 균열이 발견되지 않았다.

Fig. 11

Effect of electrode distance(D) on lap fillet weld quality in GTA-GMA hybrid welding of Zn coated steel

4. 결론

아연도금강판의 겹치기 필릿 이음에서 간극이 없는 조건으로 GTA-GMA 하이브리드 용접법을 적용한 결과 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다.

1) 정전압 표준모드 GMA 단독용접에서는 아크열에 의한 아연도금층의 기화로 인하여 스패터가 발생하였고 비드 표면에는 기공결함이 발견되었다. 또 펄스모드 GMA 단독용접에서 안정적인 OPOD 이행이 확인되었고, 비드 표면품질이 개선되었으나 X-ray 검사결과 용접부 전체에 기공결함이 산재함을 확인하였다.

2) GTA-GMA간 전극간격에 따른 용접성 평가에서 펄스 GMA용접의 피크전류 구간에서 GTA가 반발력에 의하여 용접 진행방향으로 밀려나는 현상이 고속촬영에서 확인되었으나 GTA의 역할인 아연 도금층 제거에는 큰 문제가 없을 것으로 판단된다. 또 GTA-GMA 하이브리드용접에서 전극 간격의 변화는 본 실험조건 범위에서 펄스 GMA 용접의 OPOD 용적이행 안정성에 부정적 영향을 미치지 않는 것으로 나타났다.

3) 펄스 GMA 단독용접과 GTA-GMA 하이브리드 용접의 크레이터 길이를 측정한 결과 하이브리드 용접법을 적용하였을 때 약 30 % 증가하였다. 하이브리드 용접에서 전극 간격이 길어짐에 따라 크레이터 길이도 증가하였고, 그 결과 용접 중 발생한 기체가 용융풀을 통과하여 대기 중으로 더 용이하게 방출되었다. 이에 따라 전극 간격을 15 mm로 설정하였을 경우 용접부 기공은 발견되지 않는 양호한 용접부가 형성되었다.

References

1. Kodama S, Ishida Y, Furusako S, Saito M, Miyazakiand Y, Nose T. Arc Welding Technology for Automotive Steel Sheets. Nippon Steel Technical Report 2013;103:83–90.
2. Mukai Y, Nishimura A, Nakajima A, Oku K. CO2 welding of galvanized steel. Welding International 1990;4(2):123–127.
3. Uchihara M. Joining technologies for automotive steel sheets. Welding International 2011;25(04):249–259.
4. Matsui H, Suzuki H, Yamada M. Reduction of blowholes in high-speed arc welding of hot-dip galvanised steel sheets. Welding International 1998;12(6):432–439.
5. Matsui H, Yamada M. Fundamental study of an arc welding procedure for hot-dip zinc-coated steel sheet. Welding International 1998;12(7):529–538.
6. Matsui H, Shionoya S. Reduction of blowholes by vibration of the molten pool in arc welding of galvanised carbon steel sheet. Welding International 1998;12(12):959–965.
7. Cho S.-M, Kim K.-J, Lee B.-W. The Waveform Control and Blowhole Generation in the Wave Pulse MIG Welding for Galvanized Steel Sheets. Journal of KWJS 2005;23(1):69–76. (in Korean).
8. Era T, Uezono T, Kadota K, Hata S, Ueyama T. Leading Edge of Current Waveform Control Technologyon Digital Inverter Controlled Welding Power Source and Its Peripheral Equipment. IIW Doc 2013;Doc. XII-2122-2113.
9. Ahsan M. R, Kim Y, Kim C, Kim J, Ashiri R, Park Y. Porosity formation mechanisms in cold metal transfer (CMT) gas metal arc welding (GMAW) of zinc coated steels. Science and Technology of Welding and Joining 2015;DOI: 10.1179/1362171815Y.0000000084.
10. Izutani S, Yamazaki K, Suzuki R, Ueda Y, Nakamuraand K, Uezono T. Study on the Porosity Formation Phenomenon in Fillet Welding of Galvanized Steel Sheets and on Improvement of Weld Quality. IIW Doc 2013;Doc. XII-2128-2113.
11. Kim C, Choi W, Kim J, Rhee S. Relationship between the weldability and the process parameters for laser-TIG hybrid welding of galvanized steel sheets. Materials transactions 2008;49(1):179–186.
12. Kim C, Ahn Y, Kim J. CO2 laser-micro plasma arc hybrid welding for galvanized steel sheets, Transactions of Nonferrous. Metals Society of China 2011;21:s47–s53.
13. Michie K, Blackman S, Ogunbiyi T. E. B. Twin-wire GMAW, process characteristics and applications. Welding Journal 1999;78(5):31–34.
14. Ueyama T, Ohnawa T, Tanaka M, Nakata K. Effectsof torch configuration and welding current on weld bead formation in high speed tandem pulsed gas metal arc welding of steel sheets. Science and Technology of Welding & Joining 2005;10(6):750–759.
15. Ye D, Hua X, Zhang J, Wu Y, Bai Y, Lv Y. Analysisof arc interference and welding stability in twin wire GMA welding. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology 2015;:1–7.
16. Lee K.-B, Kim C, Kim D.-S. High deposition rate pulse gas metal arc welding for Al 5083 thick plate, Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part B. Journal of Engineering Manufacture 2013;227(6):848–854.
17. Kim C, Ahn Y, Lee K.-B, Kim D. High-deposition-rate position welding of Al 5083 alloy for spherical-type liquefied natural gas tank, Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part B. Journal of Engineering Manufacture 2015;doi: 10.1177/0954405414563553.
18. Lu Y, Chen S, Shi Y, Li X, Chen J, Kvidahl L, Zhang Y. M. Double-electrode arc welding process, Principle, variants, control and developments. Journal of Manufacturing Processes 2014;16(1):93–108.
19. Zhang Y. M, Jiang M, Lu W. Double electrodes improve GMAW heat input control. Welding Journal 2004;83(11):39–41.
20. Li K. H, Chen J. S, Zhang Y. M. Double-electrode GMAW process and control. Welding Journal 2007;86(8):231s–237s.
21. Li K. H, Zhang Y. M. Consumable double-electrode GMAW-part 1, the process. Welding Journal 2008;87(1):11s–17s.
22. Li K. H, Zhang Y. M. Consumable double-electrode GMAW Part II, Monitoring, modeling, and control. Welding Journal 2008;87(2):44s–50s.
23. Shi Y, Liu X, Zhang Y, Johnson M. Analysis of metal transfer and correlated influences in dual-bypass GMAW of aluminum. Welding Journal 2008;87(9):229s–236s.
24. Shi Y, Zhang G, Huang Y, Lu L, Huang J, Shao Y. Pulsed Double Electrode GMAW Brazing for Joining of Aluminum to Steel. Welding Journal 2014;
25. Li K, Wu C. Mechanism of metal transfer in DEGMAW. Journal of materials science & technology 2009;25(3):415–418.
26. Meng X, Qin G, Zhang Y, Fu B, Zou Z. High speed TIG–MAG hybrid arc welding of mild steel plate. Journal of Materials Processing Technology 2014;214(11):2417–2424.
27. Kanemaru S, Sasaki T, Sato T, Mishima H, Tashiro S, Tanaka M. Study for TIG–MIG hybrid welding process. Welding in the World 2014;58(1):11–18.
28. Kanemaru S, Sasaki T, Sato T, Era T, Tanaka M. Study for the mechanism of TIG-MIG hybrid welding process. Welding in the World 2015;59(2):261–268.
29. Chen J, Wu C. S, Chen M. A. Improvement of welding heat source models for TIG-MIG hybrid welding process. Journal of Manufacturing Processes 2014;16(4):485–493.
30. Kang M, Ahn Y.-N, Kim C. Porosity Reduction during Gas Tungsten Arc-Gas Metal Arc Hybrid Welding of Zinc Coated Steel Sheets (I) - Effect of Preceding Gas Tungsten Arc. J. of Welding and Joining 2016;34(4):40–47. (in Korean).
31. Welding and Joining Handbook. Korean Welding and Joining Society 2008;42(in Korean).

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Table 1

Chemical compositions of base metal(wt. %)

C Si Mn P S Fe
0.0634 0.193 1.783 0.013 0.003 Bal.

Fig. 1

Schematic diagram of GTA-GMA hybrid welding test setup

Fig. 2

Bead quality of GMA welds, a: Bead appearance for standard mode GMAW, b: Bead appearance for pulse mode GMAW, c: X-ray image for pulse mode GMAW

Fig. 3

High speed images for pulse mode GMA welding. a: 1 ms, b: 2 ms, c: 3 ms, d: 4 ms

Fig. 4

TIG arc blowing at an electrode distance(D) of 5 mm in TIG-MAG hybrid welding, a: 0 ms, base current phase, b: 2 ms, peak current phase

Fig. 5

TIG arc blowing at an electrode distance(D) of 15 mm in TIG-MAG hybrid welding, a: 0 ms, base current phase, b: 2 ms, peak current phase

Fig. 6

Metal transfer when D=5 mm, a: 1 ms, b: 2 ms, c: 3 ms, d: 4 ms

Fig. 7

Metal transfer when D=10 mm, a: 0.5 ms, b: 1.5 ms, c: 2.5 ms, d: 3.5 ms

Fig. 8

Metal transfer when D=15 mm, a: 0.5 ms, b: 1.5 ms, c: 2.5 ms, d: 3.5 ms

Fig. 9

Typical shape and size of craters, a: Pulse GMA welding, b: GTA-GMA hybrid welding

Fig. 10

Correlation between crater area and electrode distance(D)

Fig. 11

Effect of electrode distance(D) on lap fillet weld quality in GTA-GMA hybrid welding of Zn coated steel