JP2010115706A - 高強度鋼板の抵抗スポット溶接方法 - Google Patents

Abstract

【課題】高強度鋼板を含む板組の抵抗スポット溶接において、前記問題を解決し、より短時間の溶接時間でより高い継手強度を達成することの出来る抵抗スポット溶接方法を提供する。
【解決手段】二枚以上の鋼板を重ね合せた板組を、一対の溶接電極で挟持し、加圧しながら電流を流して溶接する抵抗スポット溶接方法であって、少なくとも二つの工程からなり、通電により所定の径のナゲットを形成する本通電工程と、本通電工程と同じ加圧力で挟み込んだまま、１サイクル以上２０サイクル以下の休止と、短時間の通電からなる後熱通電工程を有することを特徴とする抵抗スポット溶接方法。
【選択図】図１

Description

本発明は、重ね抵抗溶接法の一種である抵抗スポット溶接方法に係り、特に、引張強度が５９０ＭＰａ以上である高強度鋼板を含む板組を、より短時間で、より高強度の継手を形成する抵抗スポット溶接方法に関する。

近年、車体の高信頼性と、エミッション削減を目的とした車体重量の軽減を両立して達成するための鋼板の高強度化が進められている。自動車の車体組立てにおいては、抵抗スポット溶接が広く用いられている。

抵抗スポット溶接は、図１に示すように、重ね合わせた２枚以上の鋼板（ここでは、下の鋼板１と上の鋼板２の２枚）の板組３を、上下一対の電極チップ（下の電極チップ４と上の電極チップ５）で挟み、加圧、通電することにより溶融させ、必要サイズのナゲット６を形成して、溶接継手を得るものである。

このようにして得られた継手の品質は、ナゲットの径や溶け込みが得られているか、或いはせん断引張強度（継手のせん断方向に引張試験をしたときの強さ）や十字引張強度（継手の剥離方向に引張試験をしたときの強さ）、また疲労強度などで評価されている。その中でも、せん断引張強度や十字引張強度を代表とする静的強度は、継手品質の指標として非常に重要視されている。

このうち、スポット溶接部の引張せん断強度は、鋼板の引張強度の増加とともに増加する傾向にある。しかし、十字引張強度は鋼板の引張強度の増加にかかわらずほとんど増加せず、逆に減少する。その原因として、高強度鋼板は、その強度を達成するために下記式などで表される炭素等量Ｃｅｑが大きくならざるをえず、加えて溶接は急熱急冷現象であるために、溶接部及び熱影響部において硬度が上昇し、靭性が低下するからだと考えられている。
Ｃｅｑ＝Ｃ＋１／２４×Ｓｉ＋１／６×Ｍｎ（％）

高強度鋼板を使用する際に継手強度を確保するためには、溶接法の観点からは、打点数の増加やナゲット径の拡大が考えられる。しかし、打点数の増加はスペースが必要であり、作業時間の増加につながり生産性を悪化させる。また、ナゲット径を拡大するには電極を大きくしたり、溶接金属の飛散（チリ）を防ぐために加圧力を増加しなければならず、装置的な制約も受けるほか、熱影響部が拡大するため母材性状が損なわれる欠点もある。

そこで、従来と同様、あるいはそれ以下の打点数およびナゲット径で強度を確保するために、ナゲットを形成する本通電の後に通電を行う後熱通電方式に対して様々な試みがなされてきた。この後熱通電には大きく分けて二種類有り、溶接部を一旦冷却し、再加熱するマルテンサイトテンパー方式と、溶接部の冷却途中段階で再通電するオーステンパー方式があるが、オーステンパー方式は溶接材料の恒温変態曲線を知る必要があり、後熱通電処理に長時間かかることもあり、安定して効果を得ることが難しいため薄鋼板ではマルテンサイトテンパー方式が主流である。なお、マルテンサイトテンパー方式の原理は、一度溶接部を凝固、変態させた後に再加熱することにより、ナゲットおよびＨＡＺ部分を軟化させることで、ナゲットの靭性向上や溶接部近傍の応力集中緩和をはかり、継手強度向上を実現していると考えられる。

その一例として、特許文献１では、テンパー通電における通電時間Ｔｏ・通電電流Ｉｏと本通電における通電時間Ｔｔ・通電電流Ｉｔを用いて、（Ｉｔ／Ｔｏ）の二乗と（Ｔｔ／Ｔｏ）の積が０．２５／０．８２の範囲に入っている事が望ましいとしている。

また、非特許文献１では、１．０５ｍｍの鋼板に対してテンパー通電を行うことにより静的強度が向上し、後熱通電の為に必要な時間は冷却時間が０．４秒、テンパー通電時間が０．５秒で、計０．９秒であるとしている。

特許文献２では、引張強度が３５ｋｇ／ｍｍ^２以上の高張力鋼板において、チリ発生限界電流値以上の本通電に加えて、本通電以下の電流値にてテンパー通電を行うことでせん断強度と疲労強度の向上を達成出来るとしている。

さらに、特許文献３では、本通電を行った後に、本通電以下の電流値にて通電を行い、通電終了後の保持時間を板厚に合わせて変えることにより、高張力鋼板の十字引張強度を改善することが出来るとしている。

近年では、非特許文献２に見られるように、一定の冷却の後、極短時間通電を行ってテンパー通電と同じ効果を得られるとしたＳｐｉｋｅ−Ｔｅｍｐｅｒｉｎｇという方法も提案されており、それによればテンパー通電に必要な時間は４０サイクル（０．８秒）程度とされている。

また、後熱通電は上記のような継手強度確保のためだけに用いられるものではなく、溶け込みの確保などにも用いられる。特に、薄板と、それよりも厚い２枚の板などの組み合わせにおいては、薄板と厚板の間に溶融部が形成されづらいという問題があり、このような三枚以上重ねた板組に対して、特許文献４では本通電の後に休止と、通電を繰り返すパルセーション通電を行うことで十分なナゲット径が確保出来るとしている。

特開昭５８−００３７９２号公報 特開昭５８−００３７９３号公報 特開２００２−１０３０４８号公報 特開２００８−０９３７２６号公報

１ｓｔ Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅ Ｓｕｐｅｒ−ｈｉｇｈ Ｓｔｒｅｎｇｔｈ Ｓｔｅｅｌｓ Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓ，Ｇ．Ｓｈｉら，Ｔｅｃｈｎｉｑｕｅｓ Ｆｏｒ Ｉｍｐｒｏｖｉｎｇ Ｔｈｅ Ｗｅｌｄａｂｉｌｉｔｙ ｏｆ Ｔｒｉｐ Ｓｔｅｅｌ Ｕｓｉｎｇ Ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ Ｓｐｏｔ Ｗｅｌｄｉｎｇ， ２００５年 ＡＩＳＩ／ＤＯＥ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ Ｒｏａｄｍａｐ Ｐｒｏｇｒａｍ， ＤＥ−ＦＣ３６−９７ＩＤ１３５５４， Ｂ． Ｇｉｒｖｉｎら， Ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔ ｏｆ Ａｐｐｒｏｐｒｉａｔｅ Ｓｐｏｔ Ｗｅｌｄｉｎｇ Ｐｒａｃｔｉｃｅ ｆｏｒ Ａｄｖａｎｃｅｄ Ｈｉｇｈ−Ｓｔｒｅｎｇｔｈ Ｓｔｅｅｌｓ， ２００４年

しかしながら、前記特許文献１〜４および非特許文献１に記載されているような通電方法は、本通電以下の電流値で、十分な抵抗発熱が可能な範囲を選ぶために、利用可能な電流範囲は狭く、僅かな通電電流・電流時間の変化で大きく影響を受けざるを得ず、様々な外乱要因の存在する製造の現場（例えば、本通電の５０％を超える大きな電流低下が起きる）において実装するにあたっては、安定的な施工を行う上での余裕が小さいという問題点がある。加えて、本通電以下の低電流で有効に発熱させるためには、十分な溶接時間（非特許文献１によれば、少なくとも０．５秒以上）が必要であり、冷却時間と合わせて総溶接時間（最初の通電が開始してから、最後の通電が完了するまでと定義する）の増加要因となる問題もある。

また、一般的なマルテンサイトテンパー方式の通電方法は、前記非特許文献１および非特許文献２にて実施あるいは記載されているように、十分な冷却を置いた後に通電することで焼き戻しを行うテンパー通電であり、十分な冷却時間（非特許文献１によれば１．０５ｍｍの板厚で少なくとも２０サイクル（０．４秒）以上、安定的に効果を得たい場合や板厚を増す場合は２０サイクル（０．４秒）より長い時間）が必要であり、総溶接時間が長くなるという問題があった。

さらに、特許文献４は三枚以上重ねた板組に対して溶融部を確保する方法であり、すなわち、本通電で形成されたナゲットを後熱通電によって拡大することを目的としている。従来、ナゲット径と継手強度には密接な関係があるという観点から、後熱通電の有無に係わらず、最終的なナゲット径に対して継手強度を整理し、評価してきた。前述したように、特定のナゲット径で強度を向上させることが重要であることに加え、溶融状態から冷却したのではナゲットやＨＡＺを急冷し、継手強度を向上させることは出来ない。

本発明は、高強度鋼板を含む板組の抵抗スポット溶接において、前記問題を解決し、より短時間の溶接時間でより高い継手強度を達成することの出来る抵抗スポット溶接方法を提供することを目的とする。

本発明者らは、前記課題を解決するために、高張力鋼板を含む板組の抵抗スポット溶接における十字引張強度の向上方法について鋭意検討した。

従来のマルテンサイトテンパー方式は、継手形成後に組織を焼き戻し、継手強度を向上させるわけであるから、十分な冷却時間を置く必要があった。この冷却時間については、板組や組成により異なるが、安定的に効果を得るには少なくとも２０サイクル（０．４秒）より長く、非特許文献２では４０サイクル（０．８秒）程度が望ましいとしている。そこで、総溶接時間を短縮するために、従来困難と考えられてきた２０サイクル（０．４秒）以下の冷却時間を利用し、継手強度を向上させることが出来ないかを考えた。さらに、後熱通電として本通電以下の低電流を少なくとも１０サイクル（０．２秒）以上の比較的長時間付加する方法がとられてきたのに対し、５サイクル（０．１秒）以下の短い時間付加することで継手強度を向上させることが出来ないかを考えた。ここで、上述の通り、抵抗スポット溶接の継手強度の静的強度を代表する引張せん断強度と十字引張強度のうち、引張せん断強度は鋼板の高強度化に合わせて向上する傾向があるため、高強度鋼板の継手強度を考える際は十字引張強度をより重視した。

そこで、その問題を解決するためにさらに検討を行った。

抵抗スポット溶接継手の十字引張強度と破断形態には相関があり、低強度溶接継手は鋼板に平行に破断する剥離破断を生じ、高強度になるにつれてボタン状に片方の鋼板が残ったまま抜けるように破断するプラグ破断へと変化することが知られている。そこで、同じナゲット径においての破断形態の変化を見るために、本通電のみを付加した溶接継手と本通電に加えて十字引張強度が向上するようにテンパー通電を施した溶接継手とを作成し引張試験を行ったところ、本通電のみの継手は剥離破断し、テンパー通電を付加した継手はプラグ破断した。この両者を比較したところ、以下の事が分かった。

すなわち、本通電のみで剥離破断した継手では破面がへき開面で脆性的な破断であり、テンパー通電を付加しプラグ破断した継手では破面が滑らかで延性的な破断であった。そして、図４に示すように、ナゲット６の周囲を取り巻く、加熱により組織が変化した部分を熱影響部７とすれば、剥離破断したものでは、熱影響部７にナゲット６内部よりも硬化した部分が見られたのに対して、プラグ破断したものでは、熱影響部７の軟化が見られた。この熱影響部７の軟化はテンパー通電によってマルテンサイト組織の焼き戻しによって起こったものであり、この軟化によってナゲット６外周での塑性変形が許容され、ナゲット６端部での応力集中が緩和されるために、破断形態が剥離破断からプラグ破断に変化したものだと考えられた。

そこで、発明者らは、後熱通電を行うに際して、上記と同様の効果を得るために、熱影響部７の全く新しい軟化手法を考えることにした。すなわち、図４に示した従来技術のように、ナゲット６及び熱影響部７を一度硬化させてから焼き戻しにより軟化させるという考え方で軟化させるのではなく、図５に示すように、熱影響部７を電極４、５側の熱影響部７ａと軟化域８側の熱影響部７ｂとに分けて、別個に制御することができるのではないかと考えた。軟化域８側の熱影響部７ｂはナゲット６からの熱移動も有るために冷却速度は比較的遅いのに対して、電極４、５側の熱影響部７ａは電極への放熱により冷却速度は速いからである。

テンパー通電を行わない時に熱影響部７がナゲット６より硬化するのは、抵抗スポット溶接ではナゲット６中央へ集中的な加熱が行われるために、温度が比較的低い電極４、５あるいは軟化域８と面している熱影響部７は、ナゲット６内部よりも冷却速度が速くなっていることが原因だと考えられる。

そこで、後熱通電において、熱影響部７の特に軟化域８側の熱影響部７ｂの冷却速度を遅くし、ナゲット６と同程度になるような適度な通電を与えればよいと考えた。一方、電極４、５側の熱影響部７ａは温度が十分に下がるまでに要する時間が短く、その時間を待ってから加熱することによりテンパー処理と同じ効果を得られると考えた。

上記のような冷却時間の後、５サイクル（０．１秒）以下の短時間の後熱通電で十分な効果を発揮させるためには高い電流を負荷する必要がある。しかし、高電流の付加は散りや電極の溶着の原因となるほか、再溶融再急冷により継手強度の変化が無いか、逆に低下することもありうる。また、鋼板の固有抵抗値は温度が下がるとともに低下するため、冷却時間を延ばした場合、同じ電流値でも十分に発熱が起こらない。これらの検討から、発明者等は溶融部を形成する本通電電流よりも高く、本通電の３倍程度までの電流値であれば、チリが発生しないのはもちろんのこと、冷却時間にある程度の幅があったとしても、十分に発熱効果が得られることを見いだした。

したがって、本発明は以下の原理により十字引張強度を向上させるものである。すなわち、本通電によるナゲット６の形成の後、後熱通電として、２０サイクル（０．４秒）以下の短時間の冷却時間（休止時間）をおいて、５サイクル（０．１秒）以下の短時間に本通電電流値以上の電流値で電流を付加することで、この入熱によりナゲット６および軟化域８側の熱影響部７ｂの急冷が抑制され硬化が抑制されると同時に、電極４、５側の熱影響部７ａはテンパー効果により焼き戻しされ軟化するのである。テンパー通電のように、継手全体に焼き戻し効果などを付与するのではなく、継手の部分部分で効果が異なる。さらに、本手法によればナゲット径を拡大することなく継手強度を向上することが出来る。これら特徴は従来技術に無かったものである。

上記原理を有効に成立させるためには、以下の点に着目する必要がある。すなわち、電極４、５側の熱影響部７ａにおいては、十分に冷却された後に適切に加熱される必要がある。このためには、冷却時間（休止時間）を少なくとも１サイクル（０．０２秒）以上で、長くとも２０サイクル（０．４秒）以下に設定することで目的は達せられる。さらに、軟化域８側の熱影響部７ｂにおいては、後熱通電の通電時間が長すぎると、必要以上に加熱され、再急冷されることになってしまい、逆に硬化させてしまう要因となるし、チリの原因ともなる。したがって、通電時間は長くとも５サイクル（０．１秒）程度である。また、電流値についても、同様の理由から設定されるべきであり、本通電における電流値の３倍程度までの電流値を溶接対象に応じて適切に選択する。

ただし、元来ナゲットとその周辺部分とは温度差が大きいために、１回の後熱通電工程では上記効果が得られないことがあり、効果を確実にするためには、休止と通電を繰返す必要がある。この回数は、板厚などに合わせて１回以上繰り返す必要がある。ただし、繰り返し回数を過剰に増加させても、継手強度が向上しないばかりか、総溶接時間の増加につながる。このため、通常１回ないし２回、多くても３回までが望ましい。

そして、これらは急冷による硬化が著しく、十字引張強度が大幅に劣化する引張強度５９０ＭＰａ以上の高張力鋼板に適用されることにより、著しい効果を発現する。

このようにして、後熱通電において、上記のような休止時間と通電を交互に１回以上繰り返すことで、チリや電極の溶着なく、継手強度を向上させることに成功したのである。

上記に基づいて、本発明は以下の特徴を有している。

［１］二枚以上の鋼板を重ね合せた板組を、一対の溶接電極で挟持し、加圧しながら電流を流して溶接する抵抗スポット溶接方法であって、
少なくとも二つの工程からなり、
通電により所定の径のナゲットを形成する本通電工程と、
本通電工程と同じ加圧力で挟み込んだまま、１サイクル以上２０サイクル以下の休止と、短時間の通電からなる後熱通電工程を有する、
ことを特徴とする抵抗スポット溶接方法。

［２］後熱通電工程が、本通電工程と同じ加圧力で挟み込んだまま、６サイクル以上２０サイクル以下の休止と、短時間の通電からなることを特徴とする前記［１］に記載の抵抗スポット溶接方法。

［３］後熱通電工程が、本通電工程と同じ加圧力で挟み込んだまま、６サイクル以上１０サイクル以下の休止と、短時間の通電からなることを特徴とする前記［１］に記載の抵抗スポット溶接方法。

［４］二枚以上の高強度鋼板を重ね合せた板組を抵抗スポット溶接するにあたり、所定の径のナゲットを形成する本通電工程と、その後に、加圧力を本通電工程と同一にして本通電よりも高い電流値にて多段通電を行う後熱通電工程を有し、
本通電工程において、前記ナゲット径ｄ（ｍｍ）が、前記板組で最も薄い高強度鋼板の厚さｔ（ｍｍ）を用いて、
３×√ｔ≦ｄ≦６×√ｔ
で表される範囲となるように、通電時間と電流値を設定して通電した後、
後熱通電工程において、通電時間１〜５サイクル、休止時間１〜１０サイクルとして、通電及び休止を１回以上繰り返す多段通電を行う
ことを特徴とする抵抗スポット溶接方法。

［５］前記後熱通電工程における電流値Ｉｂが、本通電工程における電流値Ｉａに対して、
Ｉａ＜Ｉｂ≦３×Ｉａ
の範囲であることを特徴とする前記［４］に記載の抵抗スポット溶接方法。

［６］後熱通電工程において、休止と通電を１回以上２回以下の範囲で繰り返すことを特徴とする前記［１］〜［５］のいずれかに記載の抵抗スポット溶接方法。

［７］二枚以上の鋼板のうち、少なくとも一枚の鋼板の引張強度が、５９０ＭＰａ以上であることを特徴とする前記［１］〜［６］のいずれかに記載の抵抗スポット溶接方法。

［８］二枚以上の鋼板のうち、少なくとも一枚の鋼板の引張強度が、９８０ＭＰａ以上であることを特徴とする前記［１］〜［７］のいずれかに記載の抵抗スポット溶接方法。

本発明によれば、少なくとも一枚以上の高張力鋼板を含む二枚以上の板組に対して、十字引張強度の高い抵抗スポット溶接継手を作成することが出来るとともに、従来のテンパー通電よりも短時間で継手を作成することが出来るため、産業上格段の効果を奏する。

本発明の一実施形態における板組と電極の配置位置を模式的に示す図である。 本発明の一実施形態における施工手順を模式的に示す図である。 本発明の実施例で使用した電極チップ形状を示すものである。 抵抗スポット溶接における熱影響部と軟化域を示すものである。 本発明の原理を示すものである。

本発明の一実施形態を図面に基づいて説明する。

本発明の一実施形態に係る抵抗スポット溶接方法は、図１に示したように、重ね合わせた１枚以上の高強度鋼板を含む（ここでは、下の鋼板１と上の鋼板２の２枚のうち、鋼板１が高強度鋼板である）板組３を、上下一対の電極チップ（下の電極チップ４と上の電極チップ５）で挟み、加圧、通電する抵抗スポット溶接により溶接接合し、必要サイズのナゲット６を形成して抵抗スポット溶接継手を得る抵抗スポット溶接方法である。

この実施形態において好適に使用可能な溶接装置は、上下一対の電極チップを備え、一対の電極チップで溶接する部分を挟み、加圧、通電でき、溶接中に加圧力、溶接電流をそれぞれ任意に制御可能な加圧力制御装置および溶接電流制御装置を有していれば、加圧機構（エアシリンダやサーボモータ等）、電流制御機構（交流や直流等）、形式（定置式、ロボットガン等）等はとくに限定されない。

そして、この実施形態における施工手順を図２に示す。

まず、所定のナゲット径が得られるように本通電工程の通電時間（本通電時間）Ｔａと電流値（本通電電流値）Ｉａを設定して通電し、ナゲット６を得る。ただし、ナゲット径ｄを大きくするためには、大電流を流す必要があり、熱影響域の拡大、およびそれに伴う強度の低下が問題となる場合がある。これら問題を回避するためには、ナゲット径ｄは、板組３で最も薄い高張力鋼板（ここでは、下の鋼板１）の厚さｔ（ｍｍ）を用いて、３×√ｔ以上６×√ｔ以下の範囲がより好ましいと考えられる。

なお、実施工上、ナゲットを形成する通電が多段で制御されていたとしても、ナゲット形成に対して中心的な役割を担う通電を本通電として、このときの電流値をＩａとする。

次に、上記ナゲット径を形成した後、二段目以降の通電（後熱通電）として、通電時間Ｔｂが１〜５サイクル、休止時間Ｔｈが１〜２０サイクルとした通電と休止を１回以上繰り返す多段通電を行う。なお、冷却速度を抑制する効果を得るためには、２回ないし３回の通電を行い、十分な入熱を与えることが好ましい。

そして、このときの電流値（後熱通電電流値）Ｉｂは、
Ｉａ＜Ｉｂ≦３×Ｉａ
の範囲である。

鋼板の固有抵抗は温度が下がるにつれて減少するから、それに合わせて後熱通電工程の休止時間Ｔｈ、通電時間Ｔｂ、後熱通電電流値Ｉｂのバランスを取らなければならない。冷却が進まない前に通電すると、ナゲット６が完全に再溶融してしまったり、あるいは高い温度に上がりすぎたりして、逆に強度を低下させる原因となりうる。しかし、鋼板の厚みにもよるが、２０サイクルを超えるまで冷却した場合は十分に変態が進み、その後の通電により本発明の効果が得られないばかりか、溶接時間が増加する原因となる。このため、休止時間Ｔｈは６サイクル以上２０サイクルまでが望ましい。また、長すぎる通電時間や、高すぎる電流値はチリの原因となるうえ、電極寿命を減少させる。このため、通電時間Ｔｂは５サイクルまで、後熱通電電流値Ｉｂは本通電電流値Ｉａの３倍までとし、組み合わせによって適切に選択される。

継手強度向上のためには、上記後熱通電工程を、板厚などに合わせて１回以上繰り返す必要がある。ただし、繰り返し回数を過剰に増加させても、継手強度が向上しないばかりか、総溶接時間の増加につながる。このため、繰返し回数は１回ないし２回、多くても３回までが望ましく、実施工を考えた場合、１回ないし２回が最も好適である。

さらに、様々な外乱要因がある実施工において、効果を安定的に得るためには、後熱通電電流値ＩｂはＩａ＜Ｉｂ≦２×Ｉａの範囲に収まるようにするのが、最も好適である。この範囲の後熱通電電流値を採用する場合には、繰り返し回数１回であれば通電時間Ｔｂを２〜４サイクル、休止時間Ｔｈを６〜２０サイクル、繰り返し回数２回であれば通電時間Ｔｂを２〜４サイクル、休止時間Ｔｈを６〜１０サイクルに設定するのが望ましい。

なお、施工面での安定性やチリの発生限界から鑑みて、長すぎない通電時間、短すぎない休止時間、高すぎない通電電流を選択すべきであるから、通電時間Ｔｂは２〜４サイクル、休止時間Ｔｈは６〜１０サイクル、後熱通電電流値ＩｂはＩａ＜Ｉｂ≦２×Ｉａの範囲に収まるようにするのが、最も好適であると考えられる。

ただし、温度や湿度などの施工雰囲気、また母材温度による影響で冷却が遅くなることが考えられる。この際、冷却時間が２０サイクルを超えていたとしても、本通電電流Ｉａよりも高い電流値の電流Ｉｂを２回以上付加し、ナゲット全体を溶融させずに後熱通電を行ったものであれば、本発明の範囲であるといえる。

また、引張強度５９０ＭＰａ未満の鋼板では、通常の溶接で十分な継手強度が達成されるという観点から、引張強度が５９０ＭＰａ以上の高強度力鋼板に対して使用するのが好ましく、特に引張強度９８０ＭＰａ以上の高強度力鋼板で著しい効果を得ることが出来る。

さらに、前述した本発明の原理から、本発明の効果を達成するためには、後熱通電工程を２回繰り返した場合、休止時間Ｔｈ・後熱通電電流値Ｉｂ・後熱通電時間Ｔｂが２回とも同じでなくとも良い。例えば、１回目の休止時間では十分に冷却が進まないが、２回目の休止時間では冷却が進みすぎるということであれば、１回目の休止時間Ｔｈ１を２回目の休止時間Ｔｈ２よりも長くすることも考えられる。同様に、１回目の電流値を小さくしたり、通電時間を短くしたりしてもよく、これらの理由から、後熱通電工程の休止時間Ｔｈ・電流値Ｉｂ・通電時間Ｔｂを個別に変更することは、本発明の意図を離れるものではない。

本発明の実施例１として、前述の図１に示したように、２枚の鋼板（下の鋼板１、上の鋼板２）を重ねた板組３について、Ｃガンに取付けられたサーボモータ加圧式で単相交流（５０Ｈｚ）の抵抗溶接機を用いて抵抗スポット溶接を行い、抵抗スポット溶接継手を作製した。なお、使用した一対の電極チップ（下の電極チップ４、上の電極チップ５）は、ともに図３に示すように、先端の曲率半径Ｒ４０、先端径６ｍｍを有するアルミナ分散銅のＤＲ型電極とした。

試験片として、鋼板１、２ともに、１．６ｍｍで同じ鋼種の鋼板を用い、引張強度１１８０ＭＰａ級二相鋼の裸鋼板を使用した。ＪＩＳ Ｚ３１３７に基づき溶接および引張試験を行った。なお、本実施例１では、本通電条件を加圧力３．５ｋＮ、本通電時間Ｔａを１４サイクルで一定とした。その他のスクイズ時間あるいはスロープ時間については設定しなかった。

そして、本発明例として、上記本通電の後、上記の本発明の一実施形態に基づき、休止時間Ｔｈを置いた後、通電時間Ｔｂの間に通電電流Ｉｂを通電する後熱通電を１回から５回行った。試験時の設定では、通電終了後の保持時間は１サイクルに設定した。

一方、比較例（比較例１、比較例２、比較例３）として、本通電のみで後熱通電を行わない抵抗スポット溶接および特許文献３にあるパルセーション通電、非特許文献１にあるテンパー通電を行った。

表１に、本発明例および比較例の溶接条件と溶接結果を示す。比較例１はナゲットを形成する本通電のみの通電、比較例２は特許文献３にあるパルセーション通電、比較例３は非特許文献１にあるテンパー通電を負荷したものである。

本実施例１（本発明例、比較例１、比較例２、比較例３）の中では、いずれもチリの発生は観察されなかった。通電終了後の保持時間の計測値は約９サイクルであった。

表１において、本発明例であるＮｏ．１〜４９のナゲット径は、本通電を同じくする比較例１のＮｏ．５０と同じナゲット径であった。一方、比較例２のＮｏ．５２〜５４はナゲット径が拡大し、本通電においてより高い電流をかけた場合である比較例１のＮｏ．５１と同じ程度の径であった。

この場合、同じ程度というのはＪＩＳ Ｚ ３１３９に基づく断面試験方法により得られたナゲット径が、本通電電流のみを負荷した場合のナゲット径と０．１ｍｍ以内の差であることを意味し、表１においてはＮｏ．５０と比較した際、同じ程度の径を得られている場合ナゲット径判定を○とした。

さらに、継手強度について比較例１と本発明例を比較した。基準を比較例１のＮｏ．５０とし、Ｎｏ．５０に対して１ｋＮ未満の向上なら×、１以上２ｋＮ未満の向上なら△、２以上４ｋＮ未満の向上なら○、４ｋＮ以上の向上なら◎として整理した。ただし、比較例２のＮｏ．５２〜５４は、同じナゲット径程度で比較すべきという観点から、比較例１のＮｏ．５１との比較で記号を記入した。この結果、本発明例であるＮｏ．１〜４９では、比較例１のＮｏ．５０よりも少なくとも１ｋＮ、高いものでは５ｋＮ程度の十字引張強度の向上が認められた。一方、比較例２のＮｏ．５２〜５４は、同じ程度のナゲット径である比較例１のＮｏ．５１と同程度の十字引張強度であり、向上は認められなかった。

また、総溶接時間を、継手強度向上手法として最も広く知られているという観点からテンパー通電と比較した。比較例３の場合、総溶接時間はＮｏ．５０（比較例１）に比べて５０サイクル増加した。比較例３と本発明例とを比較し、５サイクル（０．１秒）以上短縮された場合は◎、１サイクル以上５サイクル未満（０．２秒以上０．８秒以下）で短縮された場合は○、短縮されなかった場合を×とした。本発明例では比較例３と比較して全ての場合で短縮された。

このように、本発明例を用いれば、比較例２または３とは異なり、ナゲット径を大きくすることなく、より短い総溶接時間にて、高い継手強度の溶接部を得る事が出来た。

本発明の実施例２として、前述の図１に示したように、２枚の鋼板（下の鋼板１、上の鋼板２）を重ねた板組３について、Ｃガンに取付けられたサーボモータ加圧式で単相交流（５０Ｈｚ）の抵抗溶接機を用いて抵抗スポット溶接を行い、抵抗スポット溶接継手を作製した。なお、使用した一対の電極チップ（下の電極チップ４、上の電極チップ５）は、ともに図３に示すように、先端の曲率半径Ｒ４０、先端径６ｍｍを有するアルミナ分散銅のＤＲ型電極とした。また、鋼板として、二枚とも同じ種類・板厚の組み合わせとし、引張強度５９０ＭＰａから１１８０ＭＰａＭＰａ級の二相鋼および引張強度１４７０Ｍｐａのフルマルテンサイト単相鋼、板厚が１．２ｍｍから２．０ｍｍの各裸鋼板を用いた。

実施例１同様、ＪＩＳ Ｚ３１３７に基づき溶接および引張試験を行った。なお、本実施例２では、本通電条件を加圧力３．５ｋＮ、本通電時間Ｔａを１４サイクルで一定とした。その他のスクイズ時間あるいはスロープ時間については設定しなかった。

そして、本発明例として、上記本通電の後、上記の本発明の一実施形態に基づき、休止時間Ｔｈを置いた後、通電時間Ｔｂの間に通電電流Ｉｂを通電する後熱通電を２回あるいは３回行った。通電終了後の保持時間は１サイクルに設定した。

比較例１として、本通電のみで後熱通電を行わない抵抗スポット溶接を行った。また、比較例２として、実施例１と同様にテンパー通電とも比較した。ただし、板厚が同じであれば別種鋼板でも必要な休止時間および後熱通電時間がおおよそ同じであったことから、テンパー通電の例は１１８０ＭＰａ級鋼での試験で代表した。また、板厚ごとに試験を行い、比較例２とした。

表２、表３に、本発明例および比較例の溶接条件と溶接結果を示す。

本実施例２（本発明例、比較例１、比較例２）の中では、いずれもチリの発生は観察されなかった。通電終了後の保持時間の計測値は約９サイクルであった。

表２、表３において、Ｎｏ．２、４、６、８、１０、１２、１４、１５、１７、１９、２１、２３、２５、２８、２９、３１、３３、３６、３８、４０、４２、４５、４７、４９、５１、５３の本発明例によるナゲット径およびＮｏ．２７、３５、４４のテンパー通電（比較例２）によるナゲット径は、それぞれ本通電を同じくするＮｏ．１、３、５、７、９、１１、１３、１６、１８、２０、２２、２４、２６、３０、３２、３４、３７、３９、４１、４３、４６、４８、５０、５２の比較例１によるナゲット径と同じ程度であった。この場合、同じ程度というのはＪＩＳ Ｚ ３１３９に基づく断面試験方法により得られたナゲット径が、本通電電流のみを負荷した場合のナゲット径と０．１ｍｍ以内の差であることを意味し、表２、表３においては各比較例１と比較した際、同じ程度の径を得られている場合ナゲット径判定を○とした。

さらに、継手強度について比較例１と本発明例を比較した。実施例１と異なり、板厚により向上代が異なるという観点から、比較例１よりも１ｋＮ以上の向上が認められた場合は○とした。結果、表２、表３に示されるように、本発明例では全てのケースで１ｋＮ以上の向上が認められた。

また、総溶接時間についてテンパー通電（比較例２）と本発明例を比較した。結果をＮｏ．２７、３５、４４に示す．テンパー通電の場合、総溶接時間は１．２ｍｍ材の場合４５サイクル（０．９秒）、１．６ｍｍ材の場合５０サイクル（１．０秒）、１．２ｍｍ材の場合６０サイクル（１．２秒）増加した。これに対し、板厚が同じ場合の本発明例を比較し、５サイクル（０．１秒）以上短縮された場合は◎、１サイクル以上５サイクル未満（０．２秒以上０．８秒以下）で短縮された場合は○、短縮されなかった場合を×とした。本発明例では全ての場合で５サイクル（０．１秒）以上短縮された。

このように、本発明例を用いれば、各鋼板および板厚の範囲において、ナゲット径を大きくすることなく、より短い総溶接時間にて、高い継手強度の溶接部を得る事が出来た。

本発明の実施例３として、後熱通電における休止時間Ｔｈに違いをつけたものを示す。

実施例１と同様に、２枚の鋼板（下の鋼板１、上の鋼板２）を積み重ねた板組３について、Ｃガンに取付けられたサーボモータ加圧式で単相交流の抵抗溶接機を用いて抵抗スポット溶接を行い、抵抗スポット溶接継手を作製した。なお、使用した一対の電極チップ（下の電極チップ４、上の電極チップ５）は、ともに図３に示すように、先端の曲率半径Ｒ４０、先端径６ｍｍを有するアルミナ分散銅のＤＲ型電極とした。また、鋼板１、２ともに、１．６ｍｍで同じ鋼種の鋼板を用い、引張強度１１８０ＭＰａ級二相鋼の裸鋼板を使用した。実施例１、２同様、ＪＩＳ Ｚ３１３７に基づき溶接および引張試験を行った。なお、本実施例３では、本通電条件を加圧力３．５ｋＮ、本通電の電流値Ｉａを５．５ｋＡ、本通電時間Ｔａを１４サイクルで一定とした。その他のスクイズ時間あるいはスロープ時間については設定しなかった。

そして、本発明例として、上記の本発明の一実施形態に基づいて抵抗スポット溶接を行った。その際、本通電終了後の後熱通電として、休止時間Ｔｈ１を置いた後、通電時間Ｔｂ１の間に通電電流Ｉｂ１を通電し、さらに休止時間Ｔｈ２を置いて、通電時間Ｔｂ２の間に通電電流Ｉｂ２を通電した。なお，通電終了後の保持時間は１サイクルに設定した。

一方、比較例１として、本通電のみの通電で、後熱通電を行わない抵抗スポット溶接を行った。また、比較例２として実施例１、２と同様に、本通電を行った後，テンパー通電を行った場合とも比較した。

表４に、本発明例および比較例の溶接条件と溶接結果を示す。通電終了後の保持時間の計測値は約９サイクルであった。

表４において、本発明例によるナゲット径は、本通電を同じくする比較例１によるナゲット径と同じ程度であった。この場合、同じ程度というのはＪＩＳ Ｚ ３１３９に基づく断面試験方法により得られたナゲット径が、本通電電流のみを負荷した場合のナゲット径と０．１ｍｍ以内の差であることを意味し、表４においてはＮｏ．５と比較した際、同じ程度の径を得られている場合ナゲット径判定を○とした。

さらに、継手強度について比較例と本発明例を比較した。基準を比較例１のＮｏ．５とし、Ｎｏ．５に対して１ｋＮ未満の向上なら×、１以上２ｋＮ未満の向上なら△、２以上４ｋＮ未満の向上なら○、４ｋN以上の向上なら◎として整理した。この結果、本発明例であるＮｏ．１〜４では、比較例１のＮｏ．５０よりも少なくとも３ｋＮ、高いものでは５ｋＮ程度の十字引張強度の向上が認められた。

また、総溶接時間についてテンパー通電（比較例２）と本発明例を比較した。テンパー通電の場合、総溶接時間は５０サイクル（１．０秒）増加した。これに対し、板厚が同じ場合の本発明例を比較し、５サイクル（０．１秒）以上短縮された場合は◎、１サイクル以上５サイクル未満（０．２秒以上０．８秒以下）で短縮された場合は○、短縮されなかった場合を×とした。本発明例では全ての場合で５サイクル（０．１秒）以上短縮された。

このように、本発明例を用いれば、各鋼板および板厚の範囲において、ナゲット径を大きくすることなく、より短い総溶接時間にて、高い継手強度の溶接部を得る事が出来た。

１ 下の鋼板
２ 上の鋼板
３ 板組
４ 下の電極チップ
５ 上の電極チップ
６ ナゲット
７ 熱影響部
７ａ 電極側の熱影響部
７ｂ 軟化域側の熱影響部
８ 軟化域

Claims (8)

1. 二枚以上の鋼板を重ね合せた板組を、一対の溶接電極で挟持し、加圧しながら電流を流して溶接する抵抗スポット溶接方法であって、
   少なくとも二つの工程からなり、
   通電により所定の径のナゲットを形成する本通電工程と、
   本通電工程と同じ加圧力で挟み込んだまま、１サイクル以上２０サイクル以下の休止と、短時間の通電からなる後熱通電工程を有する、
   ことを特徴とする抵抗スポット溶接方法。
2. 後熱通電工程が、本通電工程と同じ加圧力で挟み込んだまま、６サイクル以上２０サイクル以下の休止と、短時間の通電からなることを特徴とする請求項１に記載の抵抗スポット溶接方法。
3. 後熱通電工程が、本通電工程と同じ加圧力で挟み込んだまま、６サイクル以上１０サイクル以下の休止と、短時間の通電からなることを特徴とする請求項１に記載の抵抗スポット溶接方法。
4. 二枚以上の高強度鋼板を重ね合せた板組を抵抗スポット溶接するにあたり、所定の径のナゲットを形成する本通電工程と、その後に、加圧力を本通電工程と同一にして本通電よりも高い電流値にて多段通電を行う後熱通電工程を有し、
   本通電工程において、前記ナゲット径ｄ（ｍｍ）が、前記板組で最も薄い高強度鋼板の厚さｔ（ｍｍ）を用いて、
   ３×√ｔ≦ｄ≦６×√ｔ
   で表される範囲となるように、通電時間と電流値を設定して通電した後、
   後熱通電工程において、通電時間１〜５サイクル、休止時間１〜１０サイクルとして、通電及び休止を１回以上繰り返す多段通電を行う
   ことを特徴とする抵抗スポット溶接方法。
5. 前記後熱通電工程における電流値Ｉｂが、本通電工程における電流値Ｉａに対して、
   Ｉａ＜Ｉｂ≦３×Ｉａ
   の範囲であることを特徴とする請求項４に記載の抵抗スポット溶接方法。
6. 後熱通電工程において、休止と通電を１回以上２回以下の範囲で繰り返すことを特徴とする請求項１〜５のいずれかに記載の抵抗スポット溶接方法。
7. 二枚以上の鋼板のうち、少なくとも一枚の鋼板の引張強度が、５９０ＭＰａ以上であることを特徴とする請求項１〜６のいずれかに記載の抵抗スポット溶接方法。
8. 二枚以上の鋼板のうち、少なくとも一枚の鋼板の引張強度が、９８０ＭＰａ以上であることを特徴とする請求項１〜７のいずれかに記載の抵抗スポット溶接方法。

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