JP7477059B1 - 溶接部材およびその製造方法 - Google Patents

Abstract

溶接部材およびその製造方法の提供を目的とする。本発明の溶接部材は、板組の総板厚と抵抗スポット溶接部の最小厚さが式（１）を満たし、板組のうち少なくとも１枚は鋼板表層に内部酸化層を有する鋼板であり、かつ、内部酸化層を有する鋼板側の母材部では、内部酸化層における単位面積あたりの酸素量が式（２）を満たし、当該鋼板側の溶接熱影響部では、第１領域のＳｉ含有酸化物の密度が式（３）を満たし、かつ第２領域および第３領域内の平均Ｓｉ濃度が式（４）を満たす。０．５＜ｔweld／ｔall＜１．０ …（１）０．０２＜Ｏs＜１．０ …（２）０．０１≦Ｎs …（３）Ｓs／Ｓt＜１．０ …（４）

Description

本発明は、鋼板を抵抗スポット溶接した溶接部材に関し、特に、自動車などの構造部品の部材として好適な抵抗スポット溶接部を有する溶接部材およびその製造方法に関する。

近年、環境問題の高まりからＣＯ₂排出規制が厳格化しており、自動車分野においては燃費向上に向けた車体の軽量化が課題となっている。そのために自動車部品への高強度鋼板の適用による薄肉化が進められており、引張強度（ＴＳ）が９８０ＭＰａ以上の鋼板の適用が進められている。また、耐食性の観点から、雨水に曝される部位には亜鉛等の防錆能を有するめっき鋼板が使用される。

また、自動車の組み立てでは、コストや製造効率の観点から、プレス成形された自動車部品を抵抗スポット溶接により組み合わせることが多い。一般に、重ね合わせた鋼板同士の接合には、重ね抵抗溶接法の一種である抵抗スポット溶接方法が用いられている。この溶接方法は、重ね合わせた２枚以上の鋼板をその上下から一対の溶接電極で挟み、当該溶接電極で加圧しつつ、上下電極間に高電流の溶接電流を短時間通電して接合する方法である。図１には、重ね合わせた２枚の鋼板１、２を溶接電極４、５で挟んで抵抗スポット溶接する一例を示す。この方法によれば、高電流の溶接電流を流すことで発生する抵抗発熱を利用して、点状の溶接部６を得る。この点状の溶接部６はナゲットと呼ばれ、重ね合わせた鋼板に電流を流した際に鋼板の接触箇所で両鋼板１、２が溶融し、凝固した部分である。これにより鋼板同士が点状に接合される。

衝突安全性を確保するために、鋼板の強度を向上させるとともに溶接部における強度を向上させることが求められる。抵抗スポット溶接部の強度を評価する試験方法は様々であるが、一般的な評価方法のひとつとして、ＪＩＳ Ｚ３１３６に規定される引張せん断試験が挙げられる。これは、溶接継手を引張せん断方向に引張荷重を負荷して引張せん断強度（以下、「ＴＳＳ」と称する）を測定する試験法である。

表面処理鋼板を含む複数の鋼板を重ね合わせた板組の抵抗スポット溶接においては、図８に示すように、溶接部に割れが生じることがあるという問題がある。ここで、表面処理鋼板とは、電気亜鉛めっきおよび溶融亜鉛めっき（合金化溶融亜鉛めっきを含む）に代表される亜鉛めっきや、亜鉛の他にアルミニウムやマグネシウムなどの元素を含んだ亜鉛合金のめっきなどの金属めっき層を、母材（下地鋼板）の表面上に有する鋼板を言う。亜鉛めっきや亜鉛合金めっきの融点は、表面処理鋼板の母材の融点よりも低いため以下のような問題がある。

すなわち、溶接部の割れは、溶接中に鋼板表面の低融点の金属めっき層が溶融し、電極の加圧力や、鋼板の熱膨張および収縮による引張応力が溶接部に加わった際に、溶融した低融点金属が表面処理鋼板の母材の結晶粒界に侵入して粒界強度を低下させ、割れを引き起こす、いわゆる液体金属脆性に起因する割れであると考えられている（以下、「ＬＭＥ割れ」と称する）。ＬＭＥ割れの発生位置は、図８に示すように、溶接電極４、５と接する側の鋼板１、２の表面や、鋼板同士が接する側の鋼板１、２の表面など、様々である。

このようなＬＭＥ割れの対策として、例えば特許文献１～特許文献３の技術が挙げられる。特許文献１では、板組である鋼板の組成を特定範囲の組成、具体的には、重量％で、Ｃ：０．００３～０．０１％、Ｍｎ：０．０５～０．５％、Ｐ：０．０２％以下、ｓｏｌ．Ａｌ：０．１％以下、Ｔｉ：４８×（Ｎ／１４）～４８×｛（Ｎ／１４）＋（Ｓ／３２）｝％、Ｎｂ：９３×（Ｃ／１２）～０．１％、Ｂ：０．０００５～０．００３％、Ｎ：０．０１％以下、Ｎｉ：０．０５％以下、残部：Ｆｅおよび不可避的不純物からなる組成とすることが提案されている。

特許文献２には、高強度めっき鋼板の抵抗スポット溶接において、以下の条件式（Ａ）および（Ｂ）を満足させるように、溶接通電時間および溶接通電後の保持時間を設定して抵抗スポット溶接を行う、高強度めっき鋼板のスポット溶接方法が提案されている。
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。

また、特許文献２では、鋼板の板厚に応じて通電時間および通電後の電極の保持時間を適切に設定し、かつ鋼板中の合金元素量が一定以下となる高張力亜鉛めっき鋼板を用いて、溶接を行うことも提案されている。

特許文献３では、通電パターンを３段以上の多段通電とし、適正電流範囲（ΔＩ）が１．０ｋＡ以上、好ましくは２．０ｋＡ以上となるように、通電時間および溶接電流等の溶接条件を調整し、各段の間に冷却時間を設ける方法が提案されている。上記の適正電流範囲とは、所望のナゲット径以上で、かつ溶融残厚が０．０５ｍｍ以上であるナゲットを、安定して形成できる電流範囲である。

特開平１０－１９５５９７号公報 特開２００３－１０３３７７号公報 特開２００３－２３６６７６号公報

しかしながら、特許文献１では鋼板の合金元素量を限定する必要があるため、要求性能を満たす鋼板の使用が制限されるなどの課題がある。特に、最近の鋼板における、高強度化に伴って高合金化が進んでいる状況下では、特許文献１の技術の適用は極めて制限される。

特許文献２では、散りが発生するような過大な溶接電流を設定した際の割れ抑制方法のみが提案されており、散りが発生しない状態での割れについては言及されていない。

特許文献３では、溶接条件の適正化に多くの工数が必要であり、また適正電流範囲の確保が困難な鋼板および板組に対しては適用できないという課題がある。加えて、特許文献２および３では、電極の打角による影響については検討されていないため、自動車組立て時の実施工を考慮すると、対策としては不十分な場合がある。

継手強度の観点も加えて特許文献１～３の共通の課題をまとめると、高強度鋼板の溶接部の強度を確保しつつ、ＬＭＥ割れ発生も抑止する技術は提案されていない。

本発明は、上記のような事情に鑑みてなされたものであり、高強度鋼板における抵抗スポット溶接部の強度の確保と、ＬＭＥ割れの抑止とを両立可能な抵抗スポット溶接部を有する、溶接部材およびその製造方法を提供することを目的とする。

本発明者らは、上記の目的を達成すべく、鋭意検討を重ねた。

溶接時に発生する割れ（ＬＭＥ割れ）に対する本発明の効果は、種々の因子が複雑に影響しているため単純には説明できない。しかし、抵抗スポット溶接部のＬＭＥ割れは、溶接時の施工外乱などによって、抵抗スポット溶接部に過大な引張残留応力が発生した際に生じやすい。特に、鋼板同士が接する鋼板合わせ面側においては、抵抗スポット溶接での通電および加圧終了後であって、一対の溶接電極を開放した際に、局所的に引張応力が大きい領域でＬＭＥ割れが発生しやすいことが知られている。

また、鋼板中の成分の影響としては、参考文献１に記載されるよう、Ｓｉ量が増加すると、鋼板の耐ＬＭＥ割れ性が劣化することが知られている。そのため、溶接熱影響部の鋼板表面近傍で、Ｓｉを内部酸化させて酸化物として固定させることで、固溶Ｓｉ量を減少させることが、ＬＭＥ割れ抑止に有効と考えられる。

［参考文献１］ ＷＯ２０２１／２００４１２号公報
しかし、鋼板表面近傍においてＳｉの内部酸化を生じさせたとしても、溶接時の熱影響によって、特に鋼板同士の鋼板合わせ面側でＳｉの内部酸化物が消失してしまうと、本発明で目的とする効果は得られない。すなわち、溶接熱影響部における鋼板表層のＳｉ濃度比を一定の範囲に制御することで、溶接部の強度の確保と、ＬＭＥ割れの抑止とを両立可能であるとの着想を得た。

また、上述のように溶接熱影響部においてＳｉ内部酸化層が存在するためには、母材のＳｉ内部酸化量を一定以上とする必要がある。母材のＳｉ内部酸化の形成を促すためには、後述するように、例えば鋼板の焼鈍露点を上昇させることが有効である。母材のＳｉ内部酸化量は、鋼板表層の酸素量と相関があるため、鋼板表層の酸素量を一定以上とすることで、母材において一定以上のＳｉ内部酸化層を存在させることができ、溶接熱影響部におけるＳｉの内部酸化物の消失を防ぐことができる。

図３（Ａ）～図３（Ｃ）に示すように、鋼板表層に内部酸化層を有する鋼板を含む板組を抵抗スポット溶接した溶接部材は、鋼板合わせ面７側の下板の表層に内部酸化層を有する。図３（Ａ）～図３（Ｃ）に示す例では、下板に上記内部酸化層を有する鋼板を用いる。内部酸化層は、溶接熱影響部（ＨＡＺ）および母材部の領域に存在する。溶接熱影響部の領域における内部酸化層は、図３（Ａ）に示すように、基本的にはナゲット６ａに近づくほど減少する。しかし、溶接時の熱影響に伴って、図３（Ｂ）に示すように、Ｃなどの元素拡散に起因して溶接熱影響部の内部酸化層の一部が完全に消失したり、あるいは、図３（Ｃ）に示すように、溶接熱影響部の内部酸化層がほとんど消失せずに残存した状態となることもある。本発明では、図３（Ａ）～図３（Ｃ）に示す状態を含む溶接熱影響部領域に存在する内部酸化層を、「溶接熱影響部における鋼板表層の内部酸化層」と称する。

本発明は、以上の知見に立脚するものであり、要旨は次のとおりである。
［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、
前記板組の総板厚をｔ_all（ｍｍ）、前記抵抗スポット溶接部の最小厚さをｔ_weld（ｍｍ）としたとき、ｔ_all（ｍｍ）およびｔ_weld（ｍｍ）が式（１）を満たし、
前記２枚以上の鋼板のうち少なくとも１枚は、鋼板表層に内部酸化層を有する鋼板であり、
前記内部酸化層を有する鋼板側の母材部では、
鋼板合わせ面側の前記内部酸化層における単位面積あたりの酸素量をＯs（ｇ／ｍ²）としたとき、Ｏsが式（２）を満たし、
前記内部酸化層を有する鋼板側の溶接熱影響部では、
コロナボンド端部における鋼板合わせ面上の位置を始点とし、前記始点を中心として鋼板合わせ面と平行方向に±５０μｍまでの範囲および前記始点から板厚方向に１０μｍまでの範囲で囲まれた第１領域内における、Ｓｉを含有する酸化物の密度をＮs（個／μｍ²）としたとき、Ｎsが式（３）を満たし、
かつ、前記始点を中心として鋼板合わせ面と平行方向に±５０μｍまでの範囲および前記始点から板厚方向に５μｍまでの範囲で囲まれた第２領域内における、平均Ｓｉ濃度をＳs（質量％）とし、前記始点から板厚方向に板厚の１／４の厚さだけ離れた位置を中心とした１００μｍ四方の第３領域内における、平均Ｓｉ濃度をＳt（質量％）としたとき、ＳsおよびＳtが式（４）を満たす、溶接部材。
０．５＜ｔ_weld／ｔ_all＜１．０ …（１）
０．０２＜Ｏs＜１．０ …（２）
０．０１≦Ｎs …（３）
Ｓs／Ｓt＜１．０ …（４）
［２］ 前記鋼板の板厚をｔ（ｍｍ）、前記鋼板の引張強度をＴＳ（ＭＰａ）、前記鋼板中の平均Ｓｉ含有量をＳｉ（質量％）としたとき、
前記内部酸化層を有する鋼板が、式（５）を満たす、［１］に記載の溶接部材。
｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／６６＋０．０１≦Ｎs …（５）
ここで、式（５）におけるＮs（個／μｍ²）は前記第１領域内における、Ｓｉを含有する酸化物の密度である。
［３］ 前記内部酸化層を有する鋼板は、前記Ｓsおよび前記Ｓtが式（７）を満たす、［１］または［２］に記載の溶接部材。
｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／６６＜Ｓs／Ｓt＜｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／６６＋０．９ …（７）
ここで、式（７）におけるｔ（ｍｍ）は前記内部酸化層を有する鋼板の板厚であり、ＴＳ（ＭＰａ）は前記内部酸化層を有する鋼板の引張強度であり、Ｓｉ（質量％）は前記内部酸化層を有する鋼板中の平均Ｓｉ含有量である。
［４］ 前記内部酸化層を有する鋼板は、脱炭層および／または亜鉛めっき層を有する、［１］～［３］のいずれか１つに記載の溶接部材。
［５］ 前記亜鉛めっき層の下層に、Ｆｅ系のプレめっき層を有する、［４］に記載の溶接部材。
［６］ 前記抵抗スポット溶接部の溶接打点中心から前記鋼板端面までの最短距離の平均値が３ｍｍ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６ｍｍ以上である、［１］～［５］のいずれか１つに記載の溶接部材。
［７］ ［１］～［６］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、
前記溶接工程では、
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、前記通電は、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（８）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
｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／１３２＜Ｔｈ＜［－｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／６６］＋１．１ …（８）
ここで、式（８）におけるｔ（ｍｍ）は前記内部酸化層を有する鋼板の板厚であり、ＴＳ（ＭＰａ）は前記内部酸化層を有する鋼板の引張強度であり、Ｓｉ（質量％）は前記内部酸化層を有する鋼板中の平均Ｓｉ含有量である。

本発明によれば、高強度鋼板を用いた抵抗スポット溶接であっても、鋼板表面近傍のＳｉ量増加に起因する抵抗スポット溶接部の強度低下を防ぎつつ、ＬＭＥ割れも発生しない、溶接部材およびその製造方法を提供することができる。

図１は、本発明の抵抗スポット溶接の一例を模式的に示す断面図である。 図２は、本発明の一実施形態に係る溶接部材における、抵抗スポット溶接部およびその周辺を模式的に示す断面図である。 図３（Ａ）～図３（Ｃ）は、溶接熱影響部における鋼板表層の内部酸化層を説明する拡大断面図である。 図４は、本発明に用いる、鋼板表層に内部酸化層を有する鋼板の一例を説明する板厚方向断面図である。 図５は、本発明の溶接部材における、溶接打点中心から鋼板端面までの最短距離（Ｈ₁）を説明する図である。 図６は、本発明の溶接部材における、隣り合う溶接打点中心間の距離（Ｈ₂）を説明する図である。 図７は、本発明の実施例における、３枚板組の場合の引張試験の一例を説明する断面図である。 図８は、従来の抵抗スポット溶接時の割れの発生例を模式的に示す断面図である。

以下、図１～図６を参照して、本発明の一実施形態である溶接部材およびその製造方法について説明する。なお、本発明はこの実施形態に限定されない。

まず、本発明の溶接部材について説明する。

図２は、本発明の溶接部材の一例を示す板厚方向断面図であり、また当該溶接部材における抵抗スポット溶接部およびその周辺の一部を拡大した断面図である。この拡大断面図に示す個所は、図２中の四角枠で囲った領域である。図３（Ａ）～図３（Ｃ）は、溶接熱影響部の内部酸化層を説明する断面図であり、図２中の四角枠で囲った領域を示す。図４には、本発明に用いる内部酸化層を有する鋼板の板厚方向断面図を示す。図５および図６には、溶接部材の抵抗スポット溶接部周辺を示す上面図（すなわち、溶接部材を上方からみた図）を示す。

本発明は、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（以下、「溶接部」と称する）を有する溶接部材である。

本発明の溶接部材は、後述するように、重ね合わせた２枚以上の鋼板のうち少なくとも１枚が、鋼板表層に内部酸化層を有する鋼板である（図４を参照）。鋼板の枚数は特に限定されず、２枚以上であればよい。好ましくは３枚以上である。なお、鋼板の枚数の上限は特に規定しないが、５枚以下とすることが好ましい。

図２には、重ね合わせた２枚の鋼板が溶接された溶接部材１０の一例を示す。下側に配置される鋼板２（すなわち下板）および上側に配置される鋼板１（すなわち上板）の両方またはいずれか１方が、上記内部酸化層を有する鋼板である。鋼板１、２が接する鋼板合わせ面７に、以下に説明する溶接部６が形成される。

図２に示す例の溶接部材の場合、下板２のみが内部酸化層を有する鋼板とし、上板１は内部酸化層を有しない鋼板とする。この場合、下板２の鋼板合わせ面７側のみに、本発明の溶接部６が形成される。なお、上板１および下板２の両方に本発明の内部酸化層を有する鋼板を用いた場合には、鋼板合わせ面７に対して上板１側および下板２側の両方に、本発明の溶接部６が形成される。

図示は省略するが、３枚以上の鋼板を重ね合わせて溶接した場合には、最も下側に配置される鋼板（すなわち下板）、最も上側に配置される鋼板（すなわち上板）、およびそれらの間に配置される鋼板（すなわち中板）の全部または少なくとも１枚が、上記内部酸化層を有する鋼板となる。各鋼板間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。
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内部酸化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各鋼板表層の内部酸化がそれぞれ制御される。

＜溶接部＞
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。

本発明の溶接部６は、図２に示すように、板組の総板厚をｔ_all（ｍｍ）、溶接部の最小厚さをｔ_weld（ｍｍ）としたとき、総板厚（ｔ_all）および溶接部の最小厚さ（ｔ_weld）が以下の式（１）を満たす。
０．５＜ｔ_weld／ｔ_all＜１．０ …（１）

総板厚および溶接部の最小厚さの比（ｔ_weld／ｔ_all）が上記の式（１）を満たさない場合、特に式（１）の下限値以下となる場合、溶接部６の減厚が顕著となるため、溶接部６に生じる引張残留応力が過大となってＬＭＥ割れが発生しやすくなるとともに、継手強度の低下をもたらす。なお、溶接時における、一対の溶接電極による加圧と熱影響によって板組の板厚は減厚されるため、ｔ_weld／ｔ_allの上限は１．０未満となる。

式（１）の下限は、好ましくは０．５５以上とする。式（１）の上限は、好ましくは０．９５以下とする。

ここで、上記の「溶接部の最小厚さ（ｔ_weld）」とは、図２に示すように、ナゲット６ａの板幅方向の領域内における板厚方向の最小厚さを指す。なお、この最小厚さ（ｔ_weld）は、後述する実施例に記載の方法で、測定することができる。

上述のように、本発明における、溶接熱影響部の鋼板表層近傍の内部酸化の目的は、固溶Ｓｉ量の減少である。そこで、本発明では、上記厚さ比の条件式に加えて、内部酸化層を有する鋼板側（図２に示す例では、下板２側）の母材部と溶接熱影響部において以下の条件式も規定する。

具体的には、内部酸化層を有する鋼板側の母材部では、鋼板合わせ面側の内部酸化層における単位面積あたりの酸素量をＯs（ｇ／ｍ²）としたとき、当該酸素（Ｏs）が以下の式（２）を満たす。
０．０２＜Ｏs＜１．０ …（２）

上記の式（２）を満たさない場合、特に、Ｏｓが０．０２以下の場合、Ｓｉ内部酸化量が少なく、溶接熱影響を受けた場合には鋼板表層近傍の内部酸化層はほとんど消失してしまう。その結果、後述した溶接熱影響部の表層の固溶Ｓｉ量の減少を実現するのが困難となる。Ｏｓが１．０以上の場合、粒内だけでなく粒界の酸化も顕著となる。その結果、粒界の酸化によってＬＭＥ感受性が増加し、割れ抑止効果が得られなくなる。
（２）式の下限は、好ましくは０．０８以上とし、より好ましくは０．１以上とする。（２）式の上限は、好ましくは０．８以下とする。

なお、上記の「鋼板合わせ面側の内部酸化層における単位面積あたりの酸素量（Ｏs）」は、後述する実施例に記載の方法で測定することができる。

これに加えて、内部酸化層を有する鋼板側の溶接熱影響部では、コロナボンド端部における鋼板合わせ面上の位置を始点（図２に示す点Ａ）とし、当該始点を中心として鋼板合わせ面と平行方向（すなわち、板幅方向）に±５０μｍまでの範囲および当該始点から板厚方向（すなわち、鋼板合わせ面と垂直方向)に１０μｍまでの範囲で囲まれた領域（第１領域９ａ）内における、Ｓｉを含有する酸化物の密度をＮs（個／μｍ²）としたとき、当該Ｓｉを含有する酸化物の密度（Ｎs）は式（３）を満たす。
かつ、上記始点を中心として鋼板合わせ面と平行方向に±５０μｍまでの範囲および上記始点から板厚方向に５μｍまでの範囲で囲まれた領域（第２領域９ｂ）内における、Ｓｉを含有する酸化物を除いた位置の平均Ｓｉ濃度をＳs（質量％）とし、上記始点から板厚方向に板厚の１／４の厚さだけ離れた位置を中心とした１００μｍ四方の領域（第３領域９ｃ）内における、平均Ｓｉ濃度をＳt（質量％）としたとき、第３領域９ｃに対する第２領域９ｂの平均Ｓｉ濃度の比（Ｓs／Ｓt）は式（４）を満たす（図２を参照）。
０．０１≦Ｎs …（３）
Ｓs／Ｓt＜１．０ …（４）

上記酸化物の密度（Ｎs）が０．０１（個／μｍ²）未満となる状態では、Ｓｉ内部酸化量が不十分となり、溶接熱影響部の鋼板表層近傍の固溶Ｓｉ量が増加し、その結果、ＬＭＥ割れが発生しやすくなる。そのため、第１領域は式（３）の関係（０．０１≦Ｎs）を満たすことが有効となる。上記酸化物の密度は、好ましくは０．０２≦Ｎsの関係を満たすことがより有効であり、より好ましくは０．０５≦Ｎsの関係を満たすことがさらに有効である。

なお、上記酸化物の密度の上限値は特に規定しない。ただし、粒界の過度な酸化を抑制するとの観点から、上記酸化物の密度（Ｎs）は１００（個／μｍ²）以下とすることが好ましい。上記酸化物の密度（Ｎs）は、２０（個／μｍ²）以下とすることがより好ましい。

また、第２および第３領域の上記平均Ｓｉ濃度の比（Ｓs／Ｓt）が１．０以上となる状態では、溶接熱影響部の鋼板表層近傍の固溶Ｓｉ量が増加し、その結果、ＬＭＥ割れの抑止効果が得られない。上記平均Ｓｉ濃度の比は、好ましくはＳs／Ｓt＜０．９の関係を満たし、より好ましくはＳs／Ｓt＜０．７の関係を満たすものとする。

なお、上記平均Ｓｉ濃度の比の下限値は特に規定しない。内部酸化を促しても、固溶Ｓｉ量をゼロにするのは困難であるため、上記平均Ｓｉ濃度の比（Ｓs／Ｓt）は０．０５以上とすることが好ましく、０．１０以上とすることがより好ましい。

上記の酸化物の密度（Ｎs）および平均Ｓｉ濃度の比（Ｓs、Ｓt）は、後述する実施例に記載の方法で測定することができる。

以上の構成により、溶接部の強度の確保とＬＭＥ割れの抑止を両立できる。

＜鋼板＞
［板厚、引張強度］
ＬＭＥ割れは、重ね合わせる鋼板の板厚、Ｓｉ含有量および引張強度がそれぞれ増加すると生じやすいと考えられる。具体的には、母材のＳｉ含有量や引張強度が増えると、鋼板の耐ＬＭＥ割れ性が劣化する。そのため、より内部酸化量を増やして、固溶Ｓｉ量を減少させないと、ＬＭＥ割れが抑止できない。すなわち、これらのパラメータの増加に応じて、溶接熱影響部のＬＭＥ割れを抑止するために有効となる内部酸化物の量が増加すると考えられる。

したがって、本発明では、鋼板表層近傍における上記Ｓｉを含有する酸化物の密度（Ｎs）をこれらのパラメータ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。

具体的には、鋼板の板厚をｔ（ｍｍ）、鋼板の引張強度をＴＳ（ＭＰａ）、鋼板中の平均Ｓｉ含有量をＳｉ（質量％）としたとき、内部酸化層を有する鋼板は、式（５）を満たすことが好ましい。
｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／６６＋０．０１≦Ｎs …（５）
ここで、式（５）におけるＮsは、上記第１領域内における、Ｓｉを含有する酸化物の密度である。

なお、上記Ｓｉを含有する酸化物の密度（Ｎs）をより適切に制御する観点から、この条件式（（式）５）に加えて、以下の式（６）を満たすことが、より好ましい。
１．４≦ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００≦８．０ …（６）

内部酸化層を有する鋼板の板厚（ｔ）が大きい場合、溶接施工外乱によって溶接熱影響部が大きく変形した際に、局所的な熱応力が増加し、ＬＭＥ割れが発生しやすくなる。そのため、鋼板の板厚（ｔ）が大きいほど、好適なＮsの下限値は大きくなる。

一方、内部酸化層を有する鋼板の引張強度（ＴＳ）が大きい場合、溶接時の熱影響によるマルテンサイト変態が生じるため、一般的には溶接熱影響部は硬化しやすい。そのため、鋼板表層の内部酸化層と鋼板内部とのＳｉ濃度の差が大きくなることに起因して生じる、溶接熱影響部の表層軟化によって、溶接部の強度は低下しやすくなる。つまり、鋼板の引張強度（ＴＳ）が大きいほど、好適なＮsの下限値は大きくなる。

また、内部酸化層を有する鋼板の鋼板中の平均Ｓｉ含有量（Ｓｉ）が大きい場合、より内部酸化量を増加させることで、固溶Ｓｉ量を減少させる必要がある。

したがって、鋼板の板厚（ｔ）および引張強度（ＴＳ）および鋼板中の平均Ｓｉ含有量（Ｓｉ）の観点からは、Ｎsは、式（５）を満足することが好ましい。
式（５）の下限は、好ましくは、｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／６６＋０．０３以上である。式（５）の上限は、好ましくは、１００以下である。

なお、上述の理由から、さらに式（６）を満足することがより好ましい。式（６）の下限は、好ましくは２．５以上であり、式（６）の上限は、好ましくは７．０以下である。

また本発明では、上述と同様に、鋼板の板厚、Ｓｉ含有量および引張強度の増加に応じて、溶接熱影響部のＬＭＥ割れを抑止するために有効となる、鋼板表層近傍の固溶Ｓｉ濃度の低下率が変化すると考えられる。

具体的には、鋼板の板厚をｔ（ｍｍ）、鋼板の引張強度をＴＳ（ＭＰａ）、鋼板中の平均Ｓｉ含有量をＳｉ（質量％）、としたとき、内部酸化層を有する鋼板は、上記平均Ｓｉ濃度の比（Ｓs／Ｓt）が式（７）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できる。
｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／６６＜Ｓs／Ｓt＜｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／６６＋０．９ …（７）

式（７）において上記平均Ｓｉ濃度の比（Ｓs／Ｓt）に下限値を設ける理由としては、次の通りである。溶接熱影響部表層付近の固溶Ｓｉ濃度を大幅に低下させるためには、Ｓｉだけでなく他の合金元素の鋼板表層付近の濃度を大幅に低下させるような鋼板の製造方法が必要となるため、溶接熱影響部の鋼板表層が大幅に軟化する懸念がある。特に鋼板同士の合わせ面における過度な軟化は、溶接部の強度を低下させるため、上記平均Ｓｉ濃度の比（Ｓs／Ｓt）には下限値を設けることが好ましい。

また、式（７）において上限値を設ける理由は、上記平均Ｓｉ濃度の比（Ｓs／Ｓt）が過大となる場合には、溶接熱影響部表層の固溶Ｓｉ量が大きいことを意味することから、ＬＭＥ割れを抑制する効果が得られないためである。

上述のように、一般的に、鋼板の高強度化および高合金成分化に伴って、ＬＭＥ割れは発生しやすい傾向にある。そのため、本発明では、脱炭層を有する鋼板の引張強度は、ＴＳ≧９８０であることが好ましい。この関係を満たす高強度鋼板の場合に、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。

［内部酸化層を有する鋼板］
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、鋼板の表層に内部酸化層を有する鋼板である。図４を参照して、鋼板表層に内部酸化層を有する鋼板について説明する。図４には、鋼板表層に内部酸化層を有する鋼板の一例を示す。この内部酸化層を有する鋼板として、例えば、内部酸化層上に亜鉛めっき層を有する亜鉛めっき鋼板や、内部酸化層を最表層に含む脱炭層を有する鋼板が挙げられる。

本発明に用いた鋼板について、鋼板表層に内部酸化層を付与する方法は特に制限しない。
なお、図４には、一例として、脱炭層、Ｓｉ内部酸化層、亜鉛めっき層および後述のＦｅ系プレめっき層を有する構造の鋼板を示している。

［亜鉛めっき鋼板］
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、本発明では、内部酸化層を有する鋼板は亜鉛めっき鋼板であることが好ましい。亜鉛めっき鋼板である場合に、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。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、合金化溶融亜鉛めっき鋼板（ＧＡ鋼板）、溶融亜鉛めっき鋼板（ＧＩ鋼板）、電気亜鉛めっき鋼板（ＥＧ鋼板）であることがより好ましい。

図４に示すように、亜鉛めっき鋼板は、亜鉛めっき層の下層に、Ｆｅ系のプレめっき層を有していてもよい。Ｆｅ系のプレめっき層を形成することによって、鋼板表層の固溶Ｓｉ量を低減させることができる。

［Ｆｅ系プレめっき層］
このプレめっき層は、Ｆｅ系電気めっき層であることが好ましい。Ｆｅ系電気めっき層としては、純Ｆｅの他、Ｆｅ－Ｂ合金、Ｆｅ－Ｃ合金、Ｆｅ－Ｐ合金、Ｆｅ－Ｎ合金、Ｆｅ－Ｏ合金、Ｆｅ－Ｎｉ合金、Ｆｅ－Ｍｎ合金、Ｆｅ－Ｍｏ合金、Ｆｅ－Ｗ合金等の合金めっき層が使用できる。Ｆｅ系電気めっき層の成分組成は特に限定されないが、本発明では、Ｂ、Ｃ、Ｐ、Ｎ、Ｏ、Ｎｉ、Ｍｎ、Ｍｏ、Ｚｎ、Ｗ、Ｐｂ、Ｓｎ、Ｃｒ、Ｖ及びＣｏからなる群から選ばれる１種または２種以上の元素を合計で１０質量％以下含み、残部はＦｅおよび不可避的不純物からなる成分組成とすることが好ましい。Ｆｅ以外の元素の量を合計で１０質量％以下とすることで、電解効率の低下を防ぎ、低コストでＦｅ系電気めっき層を形成することができる。

さらにＦｅ系電気めっき層の片面当たりの付着量は、０．５g／ｍ²以上が好ましい。当該付着量は、さらに好ましくは１．０ｇ／ｍ²以上である。Ｆｅ系電気めっき層の片面あたりの付着量の上限は特に限定されないが、コストの観点から、Ｆｅ系電気めっき層の片面あたりの付着量を６０ｇ／ｍ²以下とすることが好ましい。当該付着量は、好ましくは５０ｇ／ｍ²以下とし、より好ましくは４０ｇ／ｍ²以下とし、さらに好ましくは３０ｇ／ｍ²以下とする。

なお、Ｆｅ系電気めっき層の厚みは、以下の通り測定する。溶融亜鉛めっき後の合金化した高強度溶融亜鉛めっき鋼板から１０×１５ｍｍサイズのサンプルを採取して樹脂に埋め込み、断面埋め込みサンプルとする。同断面の任意の３か所を走査型電子顕微鏡（Scanning Electron Microscope：SEM）を用いて加速電圧１５ｋＶ、およびＦｅ系電気めっき層の厚みに応じて倍率２０００～１００００倍で観察し、３視野の厚みの平均値に鉄の比重を乗じることによってＦｅ系電気めっき層の片面あたりの付着量に換算する。

高強度焼鈍前冷延鋼板の表面にＦｅ系電気めっき処理を施して、焼鈍前Ｆｅ系電気めっき処理鋼板とするのが好ましい。Ｆｅ系電気めっき処理方法は特に限定されない。例えば、Ｆｅ系電気めっき浴としては硫酸浴、塩酸浴あるいは両者の混合などが適用できる。なお、冷間圧延後の高強度焼鈍前冷延鋼板に対して予熱炉等における酸化処理を行なわずに、Ｆｅ系電気めっき処理を施すこともできる。

通電開始前のＦｅ系電気めっき浴中のＦｅイオン含有量は、Ｆｅ²⁺として１．０ｍｏｌ／Ｌ以上とすることが好ましい。Ｆｅ系電気めっき浴中のＦｅイオン含有量が、Ｆｅ²⁺として１．０ｍｏｌ／Ｌ以上であれば、十分なＦｅ付着量を得ることができる。

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。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。

［脱炭層］
図４に示すように、例えば、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とともに、それに伴って生じる他の合金元素の挙動も制御する。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。

上記の「Ｓｉ内部酸化層」とは、具体的には、結晶粒内およびまたは結晶粒界の一部に、Ｓｉ酸化物が形成した領域を指す。

＜溶接部材の溶接打点＞
図５および図６を用いて、溶接部材における溶接打点について説明する。
図５および図６は、溶接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。

図５および図６に示すように、本発明の溶接部材１０は、溶接部の溶接打点中心から鋼板端面までの最短距離（Ｈ₁）の平均値が３ｍｍ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（Ｈ₂）が６ｍｍ以上であることが好適である。

ここで、「溶接打点中心から鋼板端面までの最短距離の平均値（Ｈ₁）」とは、図５に示すように溶接打点８の中心から最も近い鋼板端面を設定し、その距離を打点毎に測定することで求める。溶接部材中の溶接打点数が５点以上である場合は、適宜選択した５打点の平均値を「最短距離の平均値」とし、溶接部材中の溶接打点数が５点未満の場合は、全打点の平均値を「最短距離の平均値」とする。

この最短距離の平均値（Ｈ₁）が３ｍｍ未満の場合、鋼板端面側におけるナゲット周囲の板－板間の加圧が不十分となり、溶融金属が板-板間から鋼板端面側に飛散しやすくなる。そのため、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。この最短距離の平均値の上限は規定しない。一般的な形状の溶接ガンで溶接可能とするためには、この最短距離の平均値（Ｈ₁）は１０００ｍｍ以下とすることが好ましく、３０ｍｍ以下とすることがより好ましい。

また、「隣り合う溶接打点同士の打点中心間の平均距離（Ｈ₂）」とは、図６に示すように、隣り合う各打点８の中心間の距離をそれぞれ測定することで求める。この打点中心間の平均距離（Ｈ₂）が６ｍｍ未満の場合、溶接時に既溶接点への分流が発生して溶接部の電流密度が低下するため、ナゲット径が縮小し、溶接部の強度が低下しやすくなる。また、既溶接点によって溶接部が拘束され、引張残留応力が増加することでＬＭＥ割れも発生しやすくなる。この打点中心間の平均距離の上限は規定しない。溶接部材の強度および剛性確保の観点からは、この打点中心間の平均距離（Ｈ₂）は１００ｍｍ以下とすることが好ましく、６０ｍｍ以下とすることがより好ましい。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。

なお、本発明の溶接部材には、溶接打点数が１点だけの場合も含む。この場合には、上述の溶接打点の条件のうち、「溶接部の溶接打点中心から鋼板端面までの最短距離（Ｈ₁）の平均値が３ｍｍ以上」であることを満たせばよい。

次に、本発明の溶接部材の製造方法の一実施形態について説明する。

本発明の溶接部材は、２枚以上の鋼板を重ね合わせて板組とする準備工程と、当該板組を抵抗スポット溶接する溶接工程と、を有する製造工程を経て、製造される。

＜準備工程＞
この工程では、少なくとも１枚の上記内部酸化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＞
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）。

なお、内部酸化層を有する鋼板と、内部酸化層を有しない鋼板とを用いて板組とする場合には、内部酸化層を有する面側が鋼板合わせ面となるように重ね合わせる。内部酸化層を有する鋼板が亜鉛めっき層を有する亜鉛めっき鋼板（ＧＩ鋼板、ＧＡ鋼板、ＥＧ鋼板）である場合には、亜鉛めっき層を有する面側が鋼板合わせ面となるように重ね合わせる。なお、溶接電極と接する側の鋼板表面にも、内部酸化層および／または亜鉛めっき層を有していても当然問題はない。

本発明の抵抗スポット溶接方法で使用可能な溶接装置としては、上下一対の溶接電極を備え、溶接中に加圧力および溶接電流をそれぞれ任意に制御可能な溶接装置を用いることができる。また、直流、交流のいずれの溶接電源にも本発明を適用できる。交流の場合は、「電流」は「実効電流」を意味する。溶接装置の加圧機構（エアシリンダやサーボモータ等）、形式（定置式、ロボットガン等）、電極形状等はとくに限定されない。電極先端の形式としては、例えば、ＪＩＳ Ｃ ９３０４：１９９９に記載されるＤＲ形（ドームラジアス形）、Ｒ径（ラジアス形）、Ｄ形（ドーム形）等が挙げられる。また、電極の先端径は、例えば４ｍｍ～１６ｍｍである。

続いて、本発明の溶接工程の溶接条件について説明する。

溶接工程では、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、溶接電極による加圧を行う直前に、以下に示す（ａ）～（ｅ）の１つまたは２つ以上の状態を満たし、かつ、通電は、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（８）の関係を満たす電極保持工程と、を有する。

［通電工程］
［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。

溶接電流が４．０ｋＡ未満では、入熱が不足し、ナゲット径が確保できない。一方、溶接電流が１５．０ｋＡ超えでは、入熱が過大で散りが発生しやすいため、ＬＭＥ割れが発生しやすくなる。溶接電流は、好ましくは５．０ｋＡ以上とし、好ましくは１２．０ｋＡ以下とする。

通電時間が０．１Ｓ未満では、溶接熱影響部の合金元素の拡散が不十分となり、溶接熱影響部の固溶Ｓｉ層と併せて形成する脱炭層の厚さが、母材とほとんど変化しない場合がある。この際、粗大なフェライト中心の組織が溶接熱影響部表層に形成する。その結果、引張荷重が付与された際にこの表層組織が容易にネッキングを引き起こすため、ＴＳＳが低下してしまう。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０．１２Ｓ以上とし、好ましくは１．５Ｓ以下とする。

なお、抵抗スポット溶接は、加圧力や電流値を多段階としたり、通電と無通電を組合わせた特定のパターンとして、行なっても良い。例えば、通電中の加圧力を多段階とする場合、通電中の加圧力の最小値を２．０ｋＮ以上とし、加圧力の最大値を１０．０ｋＮ以下とする。通電中の電流値を多段階とする場合、無通電期間を除いた通電中の電流値の最小値を４．０ｋＡ以上とし、電流値の最大値を１５．０ｋＡ以下とする。また、無通電期間を除いた通電時間の総和を、０．１Ｓ以上、２．０Ｓ以下とする。

［溶接施工外乱］
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）溶接打点の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。

（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
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。

（ｂ）一対の溶接電極の芯ずれ量が０．１ｍｍ以上である状態
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。

（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
加圧開始直前にいずれかの電極と鋼板との間に隙間がある状態では、例えば片方の電極が可動（以下、可動側電極）、もう片方の電極が固定（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。

（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
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。

（ｅ）溶接打点の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
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。

［電極保持工程］
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。

電極保持工程は、電極解放時の温度制御の観点から、通電終了後の加圧力保持時間をＴｈ（Ｓ）としたとき、加圧力保持時間（Ｔｈ）が以下の式（８）の関係を満たす。これにより、本発明の効果を有効に得られる。
｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／１３２＜Ｔｈ＜［－｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／６６］＋１．１ …（８）
ここで、式（８）におけるｔは上記内部酸化層を有する鋼板の板厚であり、ＴＳは上記内部酸化層を有する鋼板の引張強度であり、Ｓｉは上記内部酸化層を有する鋼板中の平均Ｓｉ含有量である。

なお、より適切に温度制御する観点から、この条件式（（式）８）に加えて、以下の式（９）を満たすことが、より好ましい。
０＜Ｔｈ …（９）

加圧力保持時間（Ｔｈ）が過小であると、電極解放時の温度が増加してＬＭＥ割れが発生しやすくなる。一方、加圧力保持時間（Ｔｈ）が過大であると、溶接１打点あたりのタクトタイムが増加することで生産性が低下する。これとともに、溶接部の冷却速度が増加することで溶接部の組織が脆くなるため、継手強度が低下したり、溶接部の遅れ破壊が発生しやすくなったりする。特に、鋼板の板厚、Ｓｉ含有量、引張強度が大きいほど、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。

このような理由から、加圧力保持時間は、式（８）を満足する時間とする。式（８）の上限は、好ましくは［－｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／６６］＋０．９以下とする。式（８）の下限は、好ましくは｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／１１０ 以上とする。

なお、上記理由から、さらに式（９）を満足することがより好ましい。式（９）の下限は、好ましくは０．０２以上とし、より好ましくは０．１以上とする。式（９）の上限は、好ましくは１．０以下とし、より好ましくは０．８以下とする。

以下、本発明の作用および効果について、実施例を用いて説明する。なお、本発明は以下の実施例に限定されない。

表１に示す板組を用いて、表２、３に示す溶接条件で溶接継手（溶接部材）を作製した。なお、板組は、表１に示す鋼板１、鋼板２、鋼板３の順に、上側から配置して重ね合わせた。表３の「加圧直前の状態」欄に示す符号は、上述の溶接施工外乱に示した（ａ）～（ｅ）に対応するものとした。また、溶接装置には、溶接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た。使用した一対の電極チップは、先端の曲率半径Ｒ４０ｍｍ、先端径６ｍｍを有するクロム銅のＤＲ型電極とした。

また、表１の「引張強度」欄には、各鋼板から圧延方向にＪＩＳ ５号引張試験片を採取し、ＪＩＳ Ｚ ２２４１に準拠して引張試験を行い測定した引張強度（ＭＰａ）を示す。

以下に示す方法で、溶接継手のＴＳＳおよびＬＭＥ割れの有無を評価した。また、以下の方法で、溶接継手における厚さ（ｔ_all、ｔ_weld）、脱炭層における単位面積あたりの酸素量（Ｏs）、Ｓｉを含有する酸化物の密度（Ｎs）、および平均Ｓｉ濃度（Ｓｓ、Ｓt）を測定した。

［各厚さの測定］
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（ｔ_all）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。また、溶接部の最小厚さ（ｔ_weld）は、１００μｍ間隔で、ナゲットの板幅方向の領域内における板厚方向の大きさを測定し、その最小値を「最小厚さ」とした（図２を参照）。得られた各値を用いて、「ｔ_weld／ｔ_all」の値を求めた。

［内部酸化層の単位面積あたりの酸素量］
表１に示す板組は、少なくとも１枚の鋼板が鋼板表層に内部酸化層を有する。ここでは、鋼板片面（すなわち鋼板合わせ面側の内部酸化層）における単位面積当たりの酸素量（Ｏs）（ｇ／ｍ²）を、次の方法で求めた。

溶接に用いる鋼板と同鋼種を用意し、亜鉛めっきを有さない鋼板については鋼板表層の外部酸化物を除去するため、５ｍａｓｓ％ＨＣｌ中で酸洗処理を、亜鉛めっきを有する鋼板についてはトリエタノールアミン含有２０ｍａｓｓ％ＮａＯＨ水溶液中で亜鉛めっき層の溶解処理を実施した。その後、融解赤外線吸収法で鋼板片面の単位面積あたりの酸素量としてＯsを計測した。
なお、表２の「評価鋼板」欄に記載した鋼板のＯsを、代表値として表２に記載した。

［酸化物の密度（Ｎs）および平均Ｓｉ濃度（Ｓｓ、Ｓt）］
電子プローブマイクロアナライザー（ＥＰＭＡ）によって、各継手のＮs、Ｓs、Ｓtを測定した。具体的には、Ｎｓについては、コロナボンド端部における鋼板合わせ面上の位置を始点（図２中の点Ａ）とし、当該始点を中心として鋼板合わせ面と平行方向に±５０μｍまでの範囲および当該始点から板厚方向に１０μｍまでの範囲で囲まれた第１領域内における、Ｓｉを含有する酸化物の個数を、ＥＰＭＡによるＳｉおよびＯのマッピング画像から計測した。得られた個数を面積（１００×１０＝１０００（μｍ^２））で除することでＮｓを求めた。ここで、ＳｉおよびＯともに周辺に対して濃化した領域を、Ｓｉを含有する酸化物と定義した。

Ｓｓについては、上記始点を中心として鋼板合わせ面と平行方向に±５０μｍまでの範囲および当該始点から板厚方向に５μｍまでの範囲で囲まれた第２領域内における、Ｓｉ酸化物を含まない任意の５点のＳｉ濃度をＥＰＭＡの点分析で求めた。その平均値をＳｓとした。

Ｓｔについては、上記始点から板厚方向に板厚の１／４の厚さだけ離れた位置を中心とした１００μｍ四方の第３領域内における、Ｓｉ酸化物を含まない任意の５点のＳｉ濃度をＥＰＭＡの点分析で求め、その平均値をＳｔとした。

得られた各値を用いて、各溶接継手における「Ｓs／Ｓt」の値を求めた。ここでは、表２の「評価鋼板」欄に記載した鋼板での各値を、代表値として表２に記載した。

［ＴＳＳの評価］
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。

また、得られた各試験片（本発明の溶接方法で作製された溶接継手）と比較するために、溶接部の表面性状を制御していない比較用継手（すなわち、得られる溶接継手の平均Ｓｉ濃度の比がＳs／Ｓt≒１．０となる溶接継手）も作製した。比較用継手も、同様の引張せん断試験方法に基づき、ＴＳＳを評価した。

ＴＳＳ評価時の試験片形状はＪＩＳ Ｚ３１３６に準拠したが、３枚重ねの板組（表１の板組Ｎｏ．Ｈ）においては、図７に示すように、鋼板２－鋼板３間に引張負荷を与える評価を実施した。

なお、ＴＳＳを評価する溶接継手の作製においては、溶接打点は１点のみとし、表２および３に示す打角・板間隙などの溶接施工外乱は設けなかった。

そして、以下の基準でＴＳＳを評価した。
＜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。

［ＬＭＥ割れの評価］
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、鋼板間の合わせ面側での断面観察を行い、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。

得られた各値および評価結果を、表２および表３にそれぞれ示した。

表３から明らかなように、発明例となる溶接継手（溶接部材）の評価結果は、すべてＡまたはＢであった。本発明によれば、溶接部の強度の確保と、ＬＭＥ割れの抑止とを両立をできることがわかった。

１、２、３ 鋼板
４、５ 溶接電極
６ 溶接部
６ａ ナゲット
６ｂ 溶接熱影響部
７ 鋼板合わせ面
８ 溶接打点
９ａ 第１領域
９ｂ 第２領域
９ｃ 第３領域
１０ 溶接部材

Claims (15)

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、
   前記板組の総板厚をｔ_all（ｍｍ）、前記抵抗スポット溶接部の最小厚さをｔ_weld（ｍｍ）としたとき、ｔ_all（ｍｍ）およびｔ_weld（ｍｍ）が式（１）を満たし、
   前記２枚以上の鋼板のうち少なくとも１枚は、鋼板表層に内部酸化層を有する鋼板であり、
   前記内部酸化層を有する鋼板側の母材部では、
   鋼板合わせ面側の前記内部酸化層における単位面積あたりの酸素量をＯs（ｇ／ｍ²）としたとき、Ｏsが式（２）を満たし、
   前記内部酸化層を有する鋼板側の溶接熱影響部では、
   コロナボンド端部における鋼板合わせ面上の位置を始点とし、前記始点を中心として鋼板合わせ面と平行方向に±５０μｍまでの範囲および前記始点から板厚方向に１０μｍまでの範囲で囲まれた第１領域内における、Ｓｉを含有する酸化物の密度をＮs（個／μｍ²）としたとき、Ｎsが式（３）を満たし、
   かつ、前記始点を中心として鋼板合わせ面と平行方向に±５０μｍまでの範囲および前記始点から板厚方向に５μｍまでの範囲で囲まれた第２領域内における、平均Ｓｉ濃度をＳs（質量％）とし、前記始点から板厚方向に板厚の１／４の厚さだけ離れた位置を中心とした１００μｍ四方の第３領域内における、平均Ｓｉ濃度をＳt（質量％）としたとき、ＳsおよびＳtが式（４）を満たす、溶接部材。
   ０．５＜ｔ_weld／ｔ_all＜１．０ …（１）
   ０．０２＜Ｏs＜１．０ …（２）
   ０．０１≦Ｎs …（３）
   Ｓs／Ｓt＜１．０ …（４）
2. 前記鋼板の板厚をｔ（ｍｍ）、前記鋼板の引張強度をＴＳ（ＭＰａ）、前記鋼板中の平均Ｓｉ含有量をＳｉ（質量％）としたとき、
   前記内部酸化層を有する鋼板が、式（５）を満たす、請求項１に記載の溶接部材。
   ｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／６６＋０．０１≦Ｎs …（５）
   ここで、式（５）におけるＮs（個／μｍ²）は前記第１領域内における、Ｓｉを含有する酸化物の密度である。
3. 前記内部酸化層を有する鋼板は、前記Ｓsおよび前記Ｓtが式（７）を満たす、請求項１に記載の溶接部材。
   ｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／６６＜Ｓs／Ｓt＜｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／６６＋０．９ …（７）
   ここで、式（７）におけるｔ（ｍｍ）は前記内部酸化層を有する鋼板の板厚であり、ＴＳ（ＭＰａ）は前記内部酸化層を有する鋼板の引張強度であり、Ｓｉ（質量％）は前記内部酸化層を有する鋼板中の平均Ｓｉ含有量である。
4. 前記内部酸化層を有する鋼板は、前記Ｓsおよび前記Ｓtが式（７）を満たす、請求項２に記載の溶接部材。
   ｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／６６＜Ｓs／Ｓt＜｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／６６＋０．９ …（７）
   ここで、式（７）におけるｔ（ｍｍ）は前記内部酸化層を有する鋼板の板厚であり、ＴＳ（ＭＰａ）は前記内部酸化層を有する鋼板の引張強度であり、Ｓｉ（質量％）は前記内部酸化層を有する鋼板中の平均Ｓｉ含有量である。
5. 前記内部酸化層を有する鋼板は、脱炭層および／または亜鉛めっき層を有する、請求項１に記載の溶接部材。
6. 前記内部酸化層を有する鋼板は、脱炭層および／または亜鉛めっき層を有する、請求項２に記載の溶接部材。
7. 前記内部酸化層を有する鋼板は、脱炭層および／または亜鉛めっき層を有する、請求項３に記載の溶接部材。
8. 前記内部酸化層を有する鋼板は、脱炭層および／または亜鉛めっき層を有する、請求項４に記載の溶接部材。
9. 前記亜鉛めっき層の下層に、Ｆｅ系のプレめっき層を有する、請求項５に記載の溶接部材。
10. 前記亜鉛めっき層の下層に、Ｆｅ系のプレめっき層を有する、請求項６に記載の溶接部材。
11. 前記亜鉛めっき層の下層に、Ｆｅ系のプレめっき層を有する、請求項７に記載の溶接部材。
12. 前記亜鉛めっき層の下層に、Ｆｅ系のプレめっき層を有する、請求項８に記載の溶接部材。
13. 前記抵抗スポット溶接部の溶接打点中心から前記鋼板端面までの最短距離の平均値が３ｍｍ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６ｍｍ以上である、請求項１に記載の溶接部材。
14. 前記抵抗スポット溶接部の溶接打点中心から前記鋼板端面までの最短距離の平均値が３ｍｍ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６ｍｍ以上である、請求項１２に記載の溶接部材。
15. 請求項１～１４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、
    前記溶接工程では、
    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、前記通電は、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（８）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
    ｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／１３２＜Ｔｈ＜［－｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／６６］＋１．１ …（８）
    ここで、式（８）におけるｔ（ｍｍ）は前記内部酸化層を有する鋼板の板厚であり、ＴＳ（ＭＰａ）は前記内部酸化層を有する鋼板の引張強度であり、Ｓｉ（質量％）は前記内部酸化層を有する鋼板中の平均Ｓｉ含有量である。

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