JP7435935B1 - 溶接部材およびその製造方法 - Google Patents
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Abstract
Description
0.25×(10×t+2)/50≦WT≦0.50×(10×t+2)/50 …(A)
300-500×t+250×t2≦HT …(B)
ただし、条件式(A)および(B)において、t:板厚(mm)、WT:溶接通電時間(ms)、HT:溶接通電後の保持時間(ms)とする。
[1] 2枚以上の鋼板を重ね合わせた板組が抵抗スポット溶接された抵抗スポット溶接部を有する溶接部材であって、
溶接打点中心から前記鋼板の端面までの最短距離の平均値が3.0mm以上であり、
かつ、複数の溶接打点がある場合には、隣り合う溶接打点同士の打点中心間の平均距離が6.0mm以上であり、
前記2枚以上の鋼板のうち、少なくとも1枚は鋼板表層に脱炭層を有する鋼板であり、
かつ、前記脱炭層を有する鋼板側では、前記抵抗スポット溶接部のナゲット端部から鋼板合わせ面と平行に母材方向へ400μm離れた位置における溶接熱影響部での鋼板表面から板厚方向の前記脱炭層の厚さをtw(mm)とし、前記ナゲット端部から鋼板合わせ面と平行に母材方向へ離れた位置における母材部での鋼板表面から板厚方向の前記脱炭層の厚さをtb(mm)としたとき、
twおよびtbが式(1)を満たす、溶接部材。
tw/tb<1.0 …(1)
[2] 前記脱炭層を有する鋼板は、
前記ナゲット端部から鋼板合わせ面と平行に母材方向へ400μm離れた位置における溶接熱影響部の鋼板表層での前記脱炭層の硬さをHwsとし、前記ナゲット端部から鋼板合わせ面と平行にナゲット内部方向へ200μm離れた位置でのナゲットの硬さをHnとしたとき、
Hws、Hn、前記tw、および前記tbが式(2)および式(3)を満たす、[1]に記載の溶接部材。
tw/tb<{(Hws/Hn)-0.1}/7+0.8 …(2)
0.1≦Hws/Hn≦1.5 …(3)
ここで、式(2)におけるtw(mm)は前記ナゲット端部から鋼板合わせ面と平行に母材方向へ400μm離れた位置での前記溶接熱影響部の前記脱炭層の厚さであり、tb(mm)は前記ナゲット端部から鋼板合わせ面と平行に離れた位置での前記母材部の前記脱炭層の厚さである。
[3] 前記鋼板の板厚をt(mm)、前記鋼板の引張強度をTS(MPa)としたとき、
前記脱炭層を有する鋼板が、式(4)を満たす、[1]または[2]に記載の溶接部材。
-2×{(1000×t/TS)-0.25}/35+0.2<tw/tb<2×{(1000×t/TS)-0.25}/35+0.8 …(4)
ここで、式(4)におけるtw(mm)は前記ナゲット端部から鋼板合わせ面と平行に母材方向へ400μm離れた位置での前記溶接熱影響部の前記脱炭層の厚さであり、tb(mm)は前記ナゲット端部から鋼板合わせ面と平行に離れた位置での前記母材部の前記脱炭層の厚さである。
[4] 前記脱炭層を有する鋼板は、Fe系のプレめっき層および/またはSi内部酸化層を有する、[1]~[3]のいずれか1つに記載の溶接部材。
[5] [1]~[4]のいずれか1つに記載の溶接部材の製造方法であって、
2枚以上の鋼板を重ね合わせて板組とする準備工程と、前記板組を抵抗スポット溶接する溶接工程と、を有し、
前記溶接工程は、
前記板組を一対の溶接電極で挟持し、加圧しながら通電して接合を行う際に、
少なくとも1箇所の溶接打点については、前記溶接電極による加圧を行う直前に、(a)~(e)の1つまたは2つ以上の状態を満たし、
かつ、溶接打点については、溶接打点中心から前記鋼板の端面までの距離をXeとしたとき、Xe:3~30mmの状態を満たし、および溶接打点に隣接する既溶接打点が存在する場合には、当該溶接打点と当該既溶接打点間の距離をXnとしたとき、Xn:6mm以上の状態を満たし、
かつ、前記通電については、加圧力:2.0~10.0kN、溶接電流:4.0~15.0kA、通電時間:0.1~2.0Sで行う、通電工程と、
通電終了後の加圧力保持時間をTh(S)としたとき、Thが式(6)の関係を満たす電極保持工程と、
を有する、溶接部材の製造方法。
(a)溶接電極と重ね合わせた鋼板との打角が0.2度以上である状態
(b)一対の溶接電極の芯ずれ量が0.1mm以上である状態
(c)いずれかの溶接電極と重ね合わせた鋼板との間に隙間が0.5mm以上ある状態
(d)重ね合わせた鋼板のうち、少なくとも1組以上の鋼板間に隙間が0.5mm以上ある状態
(e)溶接打点中心から重ね合わせた鋼板における鋼板端面までの最短距離が10mm以下である状態
-(tb/15)+0.025<Th<(tb/1.5)+1 …(6)
ここで、式(6)における、tb(mm)は前記ナゲット端部から鋼板合わせ面と平行に離れた位置での前記母材部の前記脱炭層の厚さである。
[6] 前記通電工程では、
前記板組を構成する鋼板のうち、最も強度が高い鋼板の引張強度をTSm(MPa)とし、前記板組の総板厚をtall(mm)とし、前記通電工程の前記通電時間をTs(S)とし、前記通電工程の前記加圧力をF(kN)とし、前記板組の上下側に配置された前記溶接電極中に流れる冷却水の流量の平均値をL(l/min)としたとき、
Tsが式(8)を満たす、[5]に記載の溶接部材の製造方法。
Ts≦{0.03×tall×L×√(TSm)}/F …(8)
この最短距離の平均値(H1)は、4.0mm以上とすることが好ましい。また、この最短距離の平均値(H1)は、100.0mm以下とすることがより好ましく、30.0mm以下とすることがさらに好ましく、20.0mm以下とすることがさらに一層好ましい。
この打点中心間の平均距離(H2)は、10.0mm以上とすることが好ましい。また、この打点中心間の平均距離(H2)は、60.0mm以下とすることがより好ましく、40.0mm以下とすることがさらに好ましい。
例えば、3枚の鋼板からなる板組の場合、下板と中板、および中板と上板が接する2つの鋼板合わせ面を含むように、本発明の溶接部が形成される。3枚の鋼板の全てに上記脱炭層を有する鋼板を用いた場合には、各鋼板合わせ面に対して上下側にある鋼板表層の脱炭層の厚さの比が一定の範囲となるようにそれぞれ制御される。
本発明の溶接部について、詳細に説明する。なお、2枚の鋼板を重ね合わせた板組の場合でも、3枚以上の鋼板を重ね合わせた板組の場合でも、同様の溶接部が形成されるため、以降の説明には図2を用いる。
具体的には、脱炭層を有する鋼板側では、抵抗スポット溶接部のナゲット端部から鋼板合わせ面と平行に母材方向へ400μm離れた位置における溶接熱影響部の鋼板表面から板厚方向の脱炭層の厚さをtw(mm)とし、ナゲット端部から鋼板合わせ面と平行に母材方向へ離れた位置における母材部の鋼板表面から板厚方向の脱炭層の厚さをtb(mm)としたとき、溶接熱影響部の脱炭層の厚さ(tw)および母材部の脱炭層の厚さ(tb)が以下の式(1)を満たす。
tw/tb<1.0 …(1)
tw/tb<{(Hws/Hn)-0.1}/7+0.8 …(2)
0.1≦Hws/Hn≦1.5 …(3)
式(2)の下限は特に規定しない。脱炭層厚さを熱影響部において適切に確保することで、LME割れを抑止する観点から、式(2)の下限は0.15以上とすることが好ましい。
式(2)に示す上記脱炭層厚さの比(tw/tb)の下限は0.20以上とすることがより好ましく、上記脱炭層厚さの比の上限は0.80以下とすることがより好ましい。
[板厚、引張強度]
溶接部の強度や残留応力は、重ね合わせる鋼板の板厚や引張強度の影響を受ける。そのため、本発明では、上記の溶接熱影響部および母材部の脱炭層厚さの比(tw/tb)を板厚および引張強度に応じて適正に制御することが好ましい。これにより、本発明の効果をより一層有効に得ることができる。
-2×{(1000×t/TS)-0.25}/35+0.2<tw/tb<2×{(1000×t/TS)-0.25}/35+0.8 …(4)
ここで、式(4)におけるtw(mm)はナゲット端部から鋼板合わせ面と平行に母材方向へ400μm離れた位置での溶接熱影響部の脱炭層の厚さであり、tb(mm)はナゲット端部から鋼板合わせ面と平行に離れた位置での母材部の脱炭層の厚さである。
なお、上記脱炭層硬さの比(Hws/Hwt)をより適切に制御する観点から、この条件式((式)4)に加えて、以下の式(5)を満たすことが、より好ましい。
0.25≦1000×t/TS≦3.75 …(5)
式(4)の下限は、好ましくは、-2×{(1000×t/TS)-0.25}/35+0.3以上である。式(4)の上限は、好ましくは、2×{(1000×t/TS)-0.25}/35+0.7 以下である。
なお、上述の理由から、さらに式(5)を満足することがより好ましい。式(5)の下限は好ましくは0.50以上であり、式(5)の上限は好ましくは3.00以下である。
本発明では、上述のとおり、重ね合わせる2枚以上の鋼板のうち少なくとも1枚は、鋼板の表層に脱炭層を有する鋼板である。図4を参照して、鋼板表層に脱炭層を有する鋼板について説明する。図4には、鋼板の表層に脱炭層を有する鋼板の一例を示す。この脱炭層を有する鋼板として、例えば、脱炭層上に亜鉛めっき層を有する亜鉛めっき鋼板や、脱炭層内の最表層にSi内部酸化層を有する鋼板が挙げられる。
LME割れは、溶融亜鉛が鋼板と接した状態で引張応力が付与されることで生じる現象である。そのため、本発明において上記脱炭層を有する鋼板が亜鉛めっき鋼板である場合に、本発明の効果をより有効に得ることが出来る。特に、鋼板のプレス性や連続打点溶接性も含めて考慮すると、亜鉛めっき鋼板は、めっき層が合金化溶融亜鉛めっきである合金化溶融亜鉛めっき鋼板(GA鋼板)であること、めっき層が溶融亜鉛めっきである溶融亜鉛めっき鋼板(GI鋼板)であること、めっき層が電気亜鉛めっきである電気亜鉛めっき鋼板(EG鋼板)であることがさらに好ましい。
このような鋼板を用いることで、本発明の効果をより有効に得ることができる。特に、亜鉛めっき層を形成する前にプレめっきを施し、溶融亜鉛めっき後に合金化処理した合金化溶融亜鉛めっき鋼板である場合は、より一層有効である。
例えば、鋼中のSi量が増加するとLME割れが生じやすいことが知られている。Siは、Fe-Zn系状態図において、同じZn濃度における固相線温度を低下させるとともに、固相線濃度をFe側へ遷移させる。そのため、抵抗スポット溶接時に鋼板表面の亜鉛系めっきが溶融してZnが鋼板へ拡散する際に、Si含有量が多い鋼板では鋼板と液体Znとが、より低温かつ低Zn濃度領域まで長時間接することとなり、LME割れが発生しやすくなったと考えられる。図4に示すように、脱炭層にSi内部酸化層を内包する鋼板の場合には、鋼板製造において焼鈍時の露点を上昇させることで、鋼板最表層にSiの内部酸化層を形成することができる。このような鋼板を用いることで、本発明の効果をより有効に得ることができる。Si内部酸化が生じると、SiとOを主成分としたSi系酸化物が生成し、鋼板表層付近における固溶Si量が減少する。そのため、LME割れの抑制に有効である。
この工程では、少なくとも1枚の上記脱炭層を有する鋼板を含む、2枚以上の鋼板を準備し、当該2枚以上の鋼板を重ね合わせて板組とする。図1には、2枚の鋼板を抵抗スポット溶接している一例を示す。図1に示す例の場合、2枚の鋼板1、2を重ね合わせて板組とする。なお、鋼板については、上述しているため説明は省略する。次いで、溶接工程が行われる。
溶接工程は、後述する通電工程と電極保持工程とを有する。この溶接工程では、準備工程で準備した板組の接合を行う。この工程では、例えば図1に示すように、板組の下側および上側に配置される一対の溶接電極4、5で該板組を挟持し、一対の溶接電極4、5で加圧しながら所定の溶接条件となるように制御して通電を行う。これにより、鋼板1、2の鋼板合わせ面7となる鋼板間に上述の本発明の溶接部6を形成することによって、鋼板同士を接合できる(図2を参照)。
[加圧力、溶接電流、通電時間]
加圧力が2.0kN未満では、鋼板間の加圧が不十分となり、散りが発生しやすいため、LME割れ発生しやすくなる。一方、加圧力が10.0kN超えでは、高加圧仕様の特殊な溶接ガンが必要で、設備制約が大きい。それだけでなく、溶接部の減厚も顕著となるため、LME割れが発生したり、継手強度が低下したりする。加圧力は、好ましくは3.0kN以上とし、好ましくは7.0kN以下とする。
一方、通電時間が2.0S超えでは、自動車組み立て工程のタクトタイムが長くなり、生産性が低下する。通電時間は、好ましくは0.10S以上とする。通電時間は、より好ましくは0.12S以上とし、また好ましくは1.5S以下とする。
本発明では、上記条件に加えて、溶接部材の製造時に、少なくとも1箇所の溶接打点については、溶接電極による加圧を行う直前に、以下の(a)~(e)の1つまたは2つ以上の状態を満たす場合、本発明の効果をより有効に得ることができる。
(a)溶接電極と重ね合わせた鋼板との打角が0.2度以上である状態
(b)一対の溶接電極の芯ずれ量が0.1mm以上である状態
(c)いずれかの溶接電極と重ね合わせた鋼板との間に隙間が0.5mm以上ある状態
(d)重ね合わせた鋼板のうち、少なくとも1組以上の鋼板間に隙間が0.5mm以上ある状態
(e)溶接打点中心から重ね合わせた鋼板における鋼板端面までの最短距離が10mm以下である状態
これらの溶接施工外乱は、いずれも電極解放時における溶接部の温度および/または引張応力を、局所的に上昇させるため、LME割れが発生しやすい状態となる。しかし、本発明の溶接部の表層制御を行うことで、これらの溶接施工外乱がある状態であってもLME割れを抑制することができ、溶接部材製造時の施工外乱管理の裕度が向上する。以下、各施工外乱の詳細について説明する。
打角とは、鋼板に対して電極が傾く角度、すなわち、「電極加圧力方向と鋼板板厚方向との成す角度」を意味する。打角が大きいと、溶接部に曲げ応力が加わり、局所的に大きな圧縮塑性変形が生じることで、電極解放後の引張応力が増加し、LME割れが発生しやすくなる。打角は0.2度以上の場合に、本発明の効果を有効に得ることができる。打角が過大の場合はナゲット形成が不安定となり、散り発生の原因となるため、打角は10度以下とすることが好適である。打角は、さらに好ましくは1度以上とし、さらに好ましくは8度以下とする。
芯ずれとは、一対の溶接電極の中心軸が揃っていない状態を意味する。上述した打角と同様、芯ずれが大きいと、溶接部に曲げ応力が加わることで、LME割れが発生しやすくなる。芯ずれ量が0.1mm以上の場合に、本発明の効果を有効に得ることができる。芯ずれ量が過大の場合はナゲット形成が不安定となり、散り発生の原因となるため、芯ずれ量は5mm以下とすることが好適である。芯ずれ量は、さらに好ましくは0.2mm以上とし、さらに好ましくは3mm以下とする。
加圧開始直前にいずれかの溶接電極と鋼板との間に隙間がある状態では、例えば片方の溶接電極が可動(以下、可動側電極)、もう片方の溶接電極が固定(以下、固定側電極)としたとき、固定側電極と鋼板との間に隙間がある状態では、可動側電極による加圧が開始される。その結果、鋼板に曲げ変形が生じるため、溶接部に曲げ応力が加わることで、LME割れが発生しやすくなる。この隙間量が0.5mm以上の場合に、本発明の効果を有効に得ることができる。この隙間量が過大の場合はナゲット形成が不安定となり、散り発生の原因となるため、この隙間量は5mm以下とすることが好適である。隙間量は、さらに好ましくは1mm以上とし、さらに好ましくは3mm以下とする。
上述の(c)と同様、加圧開始直前にいずれかの鋼板間に隙間がある状態では、鋼板が曲げ変形が生じるため、溶接部に曲げ応力が加わることで、LME割れが発生しやすくなる。この隙間量が0.5mm以上の場合に、本発明の効果を有効に得ることができる。この隙間量が過大の場合はナゲット形成が不安定となり、散り発生の原因となるため、この隙間量は4mm以下とすることが好適である。隙間量は、さらに好ましくは1mm以上とし、さらに好ましくは3mm以下とする。なお、上記の「1組以上の鋼板間の隙間」とは、重ね合わせた2枚以上の鋼板において、上下方向に配置された2枚の鋼板を1組とするとき、1組以上の鋼板間に隙間あることを意味する。
溶接打点の中心から鋼板端面までの最短距離が短いと、鋼板端面では溶接部からの熱伝導が阻害されるので、溶接部の冷却速度が低下する。そのため、電極解放時の温度が増加することで、LME割れが発生しやすくなる。溶接打点の中心から鋼板端面までの最短距離が10mm以下の場合に、本発明の効果を有効に得ることができる。また、上述したとおり、この最短距離が3mm未満の場合、溶接時の散り発生が顕著となり、ナゲット径がばらつきやすくなることで、溶接部の強度が不安定化する。そのため、この最短距離は3mm以上とするのが好適である。この最短距離は、好ましくは4mm以上とし、さらに好ましくは8mm以下とする。
さらに本発明では、上記の各条件に加えて、図8および図9に示すように、溶接打点中心から鋼板端面までの距離をXeとしたとき、Xe:3~30mmの状態を満たし、および溶接打点と当該溶接打点に隣接する既溶接打点が存在する場合には、当該溶接打点と当該既溶接打点間の距離をXnとしたとき、Xn:6mm以上の状態を満たすことも必要である。
なお、図8および図9は部材の溶接部周辺を示す上面図(部材を上方からみた図)である。
具体的には、溶接工程の通電工程では、板組を構成する鋼板のうち、最も強度が高い鋼板の引張強度をTSm(MPa)とし、板組の総板厚をtall(mm)とし、通電工程の通電時間をTs(S)とし、通電工程の加圧力をF(kN)とし、板組の上下側に配置された溶接電極中に流れる冷却水の流量の平均値をL(l/min)としたとき、Tsが以下の式(8)を満たすことが好ましい。これにより、本発明の効果をより一層有効に得ることが出来るからである。
Ts≦{0.03×tall×L×√(TSm)}/F …(8)
上述の通電工程の後、電極保持工程を行う。電極保持工程とは、通電完了後に一定加圧力で溶接電極を保持することで、ブローホールの発生抑止を目的とする工程である。
-(tb/15)+0.025<Th<(tb/1.5)+1 …(6)
ここで、式(6)における、tb(mm)は前記ナゲット端部から鋼板合わせ面と平行に離れた位置での前記母材部の前記脱炭層の厚さである。
なお、より適切に温度制御する観点から、この条件式(すなわち(式)6)に加えて、以下の式(7)を満たすことが、より好ましい。
0<Th …(7)
特に、母材部の脱炭層厚さ(tb)が小さいほど、LMEや遅れ破壊に対する感受性が大きくなるため、加圧力保持時間(Th)の上下限を満たす範囲は狭くなる。
なお、上記理由から、さらに式(7)を満足することがより好ましい。式(7)の下限は、より好ましくは0.02以上とし、より好ましくは0.17以上とする。式(7)の下限は、より好ましくは1.0以下とする。
作製した溶接継手は、溶接部中心を通るようにマイクロカッターで切断し、板厚方向断面を観察した。板組の総板厚(tall)は、溶接前の鋼板の板厚を測定し、その総和を総板厚として求めた。
作製した溶接継手の溶接部中心を通るようにマイクロカッターで切断し、溶接熱影響部およびナゲットにおける硬さ試験をおこなった。硬さ試験は、ナノインデンテーション硬さ試験をおこなった。ナノインデーション硬さ試験は、三角錐形のダイヤモンド圧子を押込み荷重500μNとして測定位置に押込み、負荷開始から除荷完了までの荷重-変位曲線を取得した後、Oliver-Pharrの解析法を用いて硬さを求めた。
引張せん断強度(TSS)の評価は、引張せん断試験方法(JIS Z3136)に基づき評価した。引張せん断試験には、表1に示す各鋼板から、せん断引張試験片を切り出し、表1に示す板組および表3に示す溶接条件で抵抗スポット溶接を施して作製した溶接継手(試験片)を用いた。
<評価基準>
A:(本発明の溶接方法で作製された溶接継手のTSS)/(比較用継手のTSS)≧0.9
B:0.9>(本発明の溶接方法で作製された溶接継手のTSS)/(比較用継手のTSS)≧0.8
F:0.8>(本発明の溶接方法で作製された溶接継手のTSS)/(比較用継手のTSS)
ここでは、評価結果がA、Bの場合に、合格(優れたせん断引張強度を有する)と評価した。
上述した(a)~(e)の溶接施工外乱のうち、1つまたは2つ以上を有する状態で溶接を行い、得られた溶接継手の溶接部中央を通るようにマイクロカッターで切断した後、溶接部の板厚方向の断面観察を行った。その観察結果から、以下の基準でLME割れの有無を評価した。具体的には、表3に示す各溶接条件でそれぞれ10体の溶接継手を作製し、鋼板間の鋼板合わせ面側で断面観察を行い、LME割れを確認した。なお、表2の「評価鋼板」欄に記載の鋼板の溶接部において断面観察を行い、評価した。
<評価基準>
A:10体すべて割れ無し
B:割れ発生した溶接継手が2体以下、かつ割れ深さの最大値が100μm未満
F:割れ発生した溶接継手が3体以上、または割れ深さの最大値が100μm以上
ここでは、評価結果がAおよびBの場合に、合格と評価した。
4、5 溶接電極
6 溶接部
6a ナゲット
6b 溶接熱影響部
6c ナゲット端部
7 鋼板合わせ面
8 溶接打点
9 既溶接打点
10 溶接部材
Claims (10)
- 2枚以上の鋼板を重ね合わせた板組が抵抗スポット溶接された抵抗スポット溶接部を有する溶接部材であって、
溶接打点中心から前記鋼板の端面までの最短距離の平均値が3.0mm以上であり、
かつ、複数の溶接打点がある場合には、隣り合う溶接打点同士の打点中心間の平均距離が6.0mm以上であり、
前記2枚以上の鋼板のうち、少なくとも1枚は鋼板表層に脱炭層を有する鋼板であり、
かつ、前記脱炭層を有する鋼板側では、前記抵抗スポット溶接部のナゲット端部から鋼板合わせ面と平行に母材方向へ400μm離れた位置における溶接熱影響部での鋼板表面から板厚方向の前記脱炭層の厚さをtw(mm)とし、前記ナゲット端部から鋼板合わせ面と平行に母材方向へ離れた位置における母材部での鋼板表面から板厚方向の前記脱炭層の厚さをtb(mm)としたとき、
twおよびtbが式(1)を満たす、溶接部材。
tw/tb<1.0 …(1) - 前記脱炭層を有する鋼板は、
前記ナゲット端部から鋼板合わせ面と平行に母材方向へ400μm離れた位置における溶接熱影響部の鋼板表層での前記脱炭層の硬さをHwsとし、前記ナゲット端部から鋼板合わせ面と平行にナゲット内部方向へ200μm離れた位置でのナゲットの硬さをHnとしたとき、
Hws、Hn、前記tw、および前記tbが式(2)および式(3)を満たす、請求項1に記載の溶接部材。
tw/tb<{(Hws/Hn)-0.1}/7+0.8 …(2)
0.1≦Hws/Hn≦1.5 …(3)
ここで、式(2)におけるtw(mm)は前記ナゲット端部から鋼板合わせ面と平行に母材方向へ400μm離れた位置での前記溶接熱影響部の前記脱炭層の厚さであり、tb(mm)は前記ナゲット端部から鋼板合わせ面と平行に離れた位置での前記母材部の前記脱炭層の厚さである。 - 前記鋼板の板厚をt(mm)、前記鋼板の引張強度をTS(MPa)としたとき、
前記脱炭層を有する鋼板が、式(4)を満たす、請求項1に記載の溶接部材。
-2×{(1000×t/TS)-0.25}/35+0.2<tw/tb<2×{(1000×t/TS)-0.25}/35+0.8 …(4)
ここで、式(4)におけるtw(mm)は前記ナゲット端部から鋼板合わせ面と平行に母材方向へ400μm離れた位置での前記溶接熱影響部の前記脱炭層の厚さであり、tb(mm)は前記ナゲット端部から鋼板合わせ面と平行に離れた位置での前記母材部の前記脱炭層の厚さである。 - 前記鋼板の板厚をt(mm)、前記鋼板の引張強度をTS(MPa)としたとき、
前記脱炭層を有する鋼板が、式(4)を満たす、請求項2に記載の溶接部材。
-2×{(1000×t/TS)-0.25}/35+0.2<tw/tb<2×{(1000×t/TS)-0.25}/35+0.8 …(4)
ここで、式(4)におけるtw(mm)は前記ナゲット端部から鋼板合わせ面と平行に母材方向へ400μm離れた位置での前記溶接熱影響部の前記脱炭層の厚さであり、tb(mm)は前記ナゲット端部から鋼板合わせ面と平行に離れた位置での前記母材部の前記脱炭層の厚さである。 - 前記脱炭層を有する鋼板は、Fe系のプレめっき層および/またはSi内部酸化層を有する、請求項1に記載の溶接部材。
- 前記脱炭層を有する鋼板は、Fe系のプレめっき層および/またはSi内部酸化層を有する、請求項2に記載の溶接部材。
- 前記脱炭層を有する鋼板は、Fe系のプレめっき層および/またはSi内部酸化層を有する、請求項3に記載の溶接部材。
- 前記脱炭層を有する鋼板は、Fe系のプレめっき層および/またはSi内部酸化層を有する、請求項4に記載の溶接部材。
- 請求項1~8のいずれか1項に記載の溶接部材の製造方法であって、
2枚以上の鋼板を重ね合わせて板組とする準備工程と、前記板組を抵抗スポット溶接する溶接工程と、を有し、
前記溶接工程は、
前記板組を一対の溶接電極で挟持し、加圧しながら通電して接合を行う際に、
少なくとも1箇所の溶接打点については、前記溶接電極による加圧を行う直前に、(a)~(e)の1つまたは2つ以上の状態を満たし、
かつ、溶接打点については、溶接打点中心から前記鋼板の端面までの距離をXeとしたとき、Xe:3~30mmの状態を満たし、および溶接打点に隣接する既溶接打点が存在する場合には、当該溶接打点と当該既溶接打点間の距離をXnとしたとき、Xn:6mm以上の状態を満たし、
かつ、前記通電については、加圧力:2.0~10.0kN、溶接電流:4.0~15.0kA、通電時間:0.1~2.0Sで行う、通電工程と、
通電終了後の加圧力保持時間をTh(S)としたとき、Thが式(6)の関係を満たす電極保持工程と、
を有する、溶接部材の製造方法。
(a)溶接電極と重ね合わせた鋼板との打角が0.2度以上である状態
(b)一対の溶接電極の芯ずれ量が0.1mm以上である状態
(c)いずれかの溶接電極と重ね合わせた鋼板との間に隙間が0.5mm以上ある状態
(d)重ね合わせた鋼板のうち、少なくとも1組以上の鋼板間に隙間が0.5mm以上ある状態
(e)溶接打点中心から重ね合わせた鋼板における鋼板端面までの最短距離が10mm以下である状態
-(tb/15)+0.025<Th<(tb/1.5)+1 …(6)
ここで、式(6)における、tb(mm)は前記ナゲット端部から鋼板合わせ面と平行に離れた位置での前記母材部の前記脱炭層の厚さである。 - 前記通電工程では、
前記板組を構成する鋼板のうち、最も強度が高い鋼板の引張強度をTSm(MPa)とし、前記板組の総板厚をtall(mm)とし、前記通電工程の前記通電時間をTs(S)とし、前記通電工程の前記加圧力をF(kN)とし、前記板組の上下側に配置された前記溶接電極中に流れる冷却水の流量の平均値をL(l/min)としたとき、
Tsが式(8)を満たす、請求項9に記載の溶接部材の製造方法。
Ts≦{0.03×tall×L×√(TSm)}/F …(8)
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