WO2022215103A1 - 抵抗スポット溶接継手および抵抗スポット溶接継手の製造方法 - Google Patents

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steel plate
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誠司 古迫
智史 広瀬
千智 吉永
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日本製鉄株式会社
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Definitions

  • the present invention relates to a resistance spot welded joint and a method of manufacturing a resistance spot welded joint.
  • Zinc-based plated steel sheets are widely known to have good corrosion resistance. From the viewpoint of weight reduction and strength enhancement, zinc-based plated steel sheets for use in automobiles are usually joined to high-strength steel sheets, or the original plated sheets are used as high-strength steel sheets.
  • Resistance spot welding is mainly used in processes such as assembling automobile bodies and attaching parts. Resistance spot welding is a process in which the superimposed base material is sandwiched between the tips of electrodes whose tips are properly shaped, and the current and pressure are concentrated on a relatively small area to locally heat and simultaneously pressurize with the electrodes. It is resistance welding performed. Various methods have been proposed to apply resistance spot welding to join high-strength steel plates.
  • Patent Document 1 discloses a spot welding method of high-tensile steel sheets for spot welding high-tensile steel sheets, comprising a first step of generating nuggets by gradually increasing the current applied to the high-tensile steel sheets; Spot welding is performed by a process comprising a second step of decreasing the current after the first step, and a third step of increasing the current after the second step to perform final welding, and gradually decreasing the applied current.
  • a method for spot welding high-strength steel plates is disclosed.
  • Patent Document 2 aluminum-plated steel sheets or an aluminum-plated steel sheet and another metal plate are superimposed on each other as materials to be welded, and are pressed while being sandwiched between a pair of electrode tips, and an electric current is applied between the electrode tips.
  • a spot welding method in which the welded portion of the material to be welded is melted by Joule heat, and then the welded portion is cooled and solidified by stopping the current to form a nugget, wherein the welded portion is energized in a constant AC cycle.
  • a spot welding method for aluminized steel sheets is disclosed, which is characterized by adding an up-slope process of gradually increasing the amount of current as a pre-process of the welding process to moderate the temperature rise speed of the weld zone.
  • Patent Document 3 when an aluminum material and a hot-dip aluminum plated steel sheet are superimposed and integrated by spot welding, the integrated current Q2 during the constant current welding period is measured from the start of energization until the welding current reaches a set value W.
  • a steel characterized in that the welding current is supplied to the material to be welded in an energization pattern in which the ratio Q1/Q2 of the integrated current Q1 during the upslope period is 0.05 to 3.0, and the sum Q1 + Q2 is 1 to 5 kA seconds.
  • a method of manufacturing an aluminum bonded structure is disclosed.
  • LME cracking is intergranular cracking caused by the intrusion of molten zinc into the grain boundaries of the steel sheet.
  • LME cracking is likely to occur when the following factors are present.
  • B) The zinc-based plating on the lapped surface is provided on the high-strength steel plate, or is superimposed on the high-strength steel plate Provided on the steel plate and in contact with the high-strength steel plate (hereinafter, this state is referred to as “the high-strength steel plate and the zinc-based plating are adjacent”)
  • the means to prevent LME cracking there is a technique to lengthen the pressurization holding time. Holding the pressure for a long time means that the pressure applied to the steel sheet during the formation of the nugget is held for a predetermined time even after the energization is finished. According to this, the LME crack C (see FIG. 1A) near the outer edge of the corona bond formed around the nugget can be prevented. Cracks in this corona bond tend to occur when the nugget is relatively small, or when the degree of disturbance such as the striking angle, clearance, or gap between plates is large and the radius of the corona bond is small.
  • the present invention provides a resistance spot welded joint and a resistance spot welded joint in which LME cracks do not occur in corona bonds even though the zinc-based plating and the high-strength steel sheet are adjacent to each other on the lap surfaces.
  • An object of the present invention is to provide a method for producing the
  • a resistance spot welded joint according to one aspect of the present invention includes a plurality of superimposed steel plates, a nugget that joins the steel plates, and a corona bond and a heat-affected zone formed around the nugget.
  • one or more of the plurality of steel plates is a high-strength steel plate having a tensile strength of 780 MPa or more
  • one or more of the plurality of steel plates is zinc-based
  • a plated steel sheet having a coating wherein the high-strength steel sheet and the zinc-based coating are adjacent to each other on overlapping surfaces, the diameter of the heat affected zone is 1.5 times or more the diameter of the nugget, and the heat affected zone 40/100 ⁇ m 2 or more of carbides having an equivalent circle diameter of 0.1 ⁇ m or more are distributed in the corona bond, and the amount of ⁇ phase of the zinc-based plating is 20 area % or less in the corona bond.
  • the resistance spot welded joint described in (1) above may satisfy any one or more of the following three requirements.
  • a method for manufacturing a resistance spot welded joint includes a step of pressing a plurality of superimposed steel plates using a pair of electrodes facing each other; forming a nugget and a corona bond by energizing between the plurality of steel plates; and reducing the current value between the electrodes to 0 while maintaining pressure on the steel plates,
  • One or more of the steel sheets have zinc-based plating
  • one or more of the plurality of steel sheets is a high-strength steel sheet having a tensile strength of 780 MPa or more, and the high-strength steel sheet and the zinc-based plating are laminated
  • the average value Iave of the current values between the electrodes in the period satisfies the relationship of 0.30 ⁇ I ⁇ Iave ⁇ 0.90 ⁇ I, and from the time when the current value is 0.90 ⁇ I, the current
  • the length of the second period which is the period until the time when the value is 0.30 ⁇ I, is 420 msec or more
  • the pressure in the first period is the pressure at the time when the formation of the nugget is completed. 1.1 times or more of P.
  • a step of maintaining the applied pressure at 0.8 ⁇ P or more for 0.04 sec or more and 0.4 sec or less in the state in which the pressure is applied may be further provided.
  • Iave and I have a relationship of 0.45 ⁇ I ⁇ Iave ⁇ 0.85 ⁇ I may be satisfied.
  • 1/2 of the total plate thickness in mm of the steel plate is defined as tm,
  • the length of the second period may be 265 ⁇ tm or more and 420 msec or more in units of msec.
  • a resistance spot welded joint and a method for manufacturing a resistance spot welded joint in which LME cracks do not occur in corona bonds even though the zinc-based plating and the high-strength steel sheet are adjacent to each other on the lap surfaces. can provide.
  • FIG. 1 is a schematic illustration of an LME crack that occurs near the outer edge of a corona bond;
  • FIG. 1 is a schematic diagram of an LME crack that occurs inside a corona bond;
  • FIG. 1 is a schematic diagram showing step S1 in a method of manufacturing a resistance spot welded joint according to one aspect of the present invention;
  • FIG. FIG. 1 is a schematic illustration of an LME crack that occurs near the outer edge of a corona bond;
  • FIG. 1 is a schematic diagram of an LME crack that occurs inside a corona bond;
  • FIG. 1 is a schematic diagram showing step S1 in a method of manufacturing a resistance spot welded joint according to one aspect of the present invention;
  • 4 is a schematic diagram showing steps S2 to S4 in a method of manufacturing a resistance spot welded joint according to one aspect of the present invention
  • 1 is a graph schematically showing changes in current and applied force over time in a method of manufacturing a resistance spot welded joint according to one aspect of the present invention
  • 1 is a graph schematically showing changes in current and applied force over time in a method of manufacturing a resistance spot welded joint according to one aspect of the present invention
  • 4 is a graph of simulation results verifying the effect of the time required to decrease the current value on the tensile stress in the corona bond.
  • 4 is a graph of simulation results verifying the effect of the time required to decrease the current value on the tensile stress in the corona bond.
  • FIG. 5C is a graph in which the graphs of FIGS. 5A and 5B are superimposed;
  • FIG. 4A-4B are cross-sectional photographs of resistance spot welded joints manufactured under various conditions.
  • 4A-4B are cross-sectional photographs of resistance spot welded joints manufactured under various conditions.
  • a nugget means a melted and solidified portion generated in a welded portion in lap resistance welding (JIS Z 3001-6: 2013).
  • molten metal before being melted and solidified is also referred to as a nugget.
  • a corona bond means a solid phase welded ring-shaped portion generated around a nugget in lap resistance welding (JIS Z 3001-6: 2013).
  • welding refers to nuggets, corona bonds, and areas with heat affected zones.
  • the present inventors applied pressure and electricity to a steel plate to form a nugget, and then gradually decreased the current value while increasing the pressure, thereby increasing the corona bond around the nugget. It was found that LME cracking in can be suppressed. Specifically, after nugget formation, (1) The current value I when the formation of the nugget is completed and the average value Iave of the current values in the first period satisfy the relationship of 0.30 ⁇ I ⁇ Iave ⁇ 0.90 ⁇ I, (2) The length of the second period is 420 msec or longer, and (3) LME cracking could be suppressed by always setting the pressure in the first period to 1.1 times or more the pressure P at the time when the formation of the nugget was completed. Here, as shown in FIG.
  • the “first period” is the period from when the formation of the nugget is completed to when the current value is set to zero.
  • the “second period” refers to the step of reducing the current value between the electrodes to 0 while maintaining the pressure on the steel plate. It is a period from when the current value is set to 0.30 ⁇ I.
  • the current value continues to decrease gradually after nugget formation in FIG. 3, there may be a period in which the current value remains constant after nugget formation as long as the above requirements are satisfied.
  • the current value may be constant during part or all of the second period.
  • the energization pattern after nugget formation may be a stepped pattern as shown in FIG. 4 (two-step current drop pattern).
  • the current value is constant throughout the second period, and the first period and the second period coincide.
  • the energization pattern after nugget formation may include holding the current value at an arbitrary current value Ia lower than the current value I and holding the current value at an arbitrary current value Ib lower than the current value Ia (3 stepped current drop pattern).
  • LME cracking occurs when liquid zinc penetrates into grain boundaries.
  • the second period is a period in which zinc is liquefied and the risk of occurrence of LME cracking is high. Intuitively, it seems that the occurrence of LME cracks can be suppressed by shortening this period as much as possible. However, in reality, rapid cooling of the nugget after nugget formation rather promoted the formation of LME cracks in the corona bond. Then, the inventors came to the conclusion that the nugget should be slowly cooled and the second period should be 420 msec or more.
  • the inventors presumed that changes in stress and temperature in the corona bond around the nugget over time affect LME cracking at this location. However, it is difficult to actually measure changes in temperature and magnitude of tensile stress over time in corona bonds. Accordingly, the inventors conducted various simulations of the temperature and stress changes over time near the corona bond during resistance spot welding. As a result, in resistance spot welding that satisfies the above conditions (1) to (3), the temperature is in the range of 907° C. to 420° C. at the corona bond within 1 mm from the nugget in the first period. It was found that there is a high probability that the tensile stress generated in the region is extremely reduced compared to the conventional case.
  • a region within a range of 907° C. to 420° C. in the corona bond within a range of 1 mm from the nugget is referred to as a high crack risk region. This is because the high-strength steel sheet and the liquid zinc are in contact with each other in the high-crack risk region, so that the molten zinc is highly likely to enter the grain boundaries of the high-strength steel sheet.
  • the shape of the high crack risk area changes over time.
  • the temperature of the corona bond is not uniform, being hotter closer to the nugget formation site. Therefore, as the solidification of the molten metal progresses, the zinc is liquefied at locations adjacent to the nugget (corona bonds and the immediate vicinity of the outside thereof), and high crack risk regions are formed. It is believed that the zinc at the nugget formation location melts and evaporates in the initial stage of heating before the steel plate melts at that location, and almost all of it dissipates to the outside of that location. Therefore, it is presumed that zinc at the nugget formation site is not a problem.
  • the area adjacent to the nugget (corona bond and its outer vicinity), which is particularly targeted for improvement in the resistance spot welding method according to the present embodiment, is the entire range within 1 mm from the nugget. ), the zinc solidifies and the high crack risk region disappears.
  • the tensile stress generated in the region was suppressed to approximately 200 MPa or less.
  • the symbol P means the pressurizing force at the time when the formation of the nugget is completed, as described above.
  • Tensile stress promotes penetration of liquid zinc into grain boundaries. Therefore, it is presumed that the relaxation of tensile stress in the high cracking risk region greatly contributes to suppressing the occurrence of LME cracking. This is well consistent with the fact that the occurrence of LME cracking is suppressed.
  • a method for manufacturing a resistance spot welded joint (resistance spot welding method) according to one aspect of the present invention obtained from the above knowledge is as follows: (S1) a step of pressing two or more superimposed steel plates 11 using a pair of electrodes A facing each other; (S2) a step of forming a nugget 13 and a corona bond 14 by energizing between the electrodes A while pressing the steel plate 11; (S3) a step of reducing the current value between the electrodes A to 0 while maintaining the pressure on the steel plate 11; , one or more steel plates 11 are high-strength steel plates 11 ' having a tensile strength of 780 MPa or more, zinc-based plating 12 is arranged on the surface of one or more steel plates 11, and the high-strength steel plates 11 ' and zinc The system plating 12 is adjacent to the overlapping surface 15, and the current value I between the electrodes A when the formation of the nugget 13 is completed, and the current value from the time when the formation
  • Step S1 two or more steel plates 11 that are superimposed are pressed using a pair of electrodes A facing each other.
  • one or more of the steel plates 11 are steel plates having a tensile strength of 780 MPa or more.
  • a steel plate having a tensile strength of 780 MPa or more is hereinafter referred to as a high-strength steel plate 11'.
  • one or more of the steel sheets 11 are zinc-based plated steel sheets.
  • the zinc-based plating 12 may be arranged on the surface of the high-strength steel sheet 11', or may be arranged on the surface of a steel sheet having a tensile strength of less than 780 MPa.
  • the zinc-based plating 12 may be applied to one side of the steel sheet 11 or may be applied to both sides.
  • the high-strength steel sheet 11′ has no zinc-based coating 12
  • the steel sheet 11 (low-strength steel sheet) with a tensile strength of less than 780 MPa is has a zinc-based plating 12 on the surface.
  • the high-strength steel plate 11 ′ and the zinc-based plating 12 are adjacent to each other on the overlapping surface 15 of the steel plates.
  • the state in which the high-strength steel plate 11 ′ and the zinc-based plating 12 are adjacent to each other means the state in which the zinc-based plating 12 is arranged on the surface of the high-strength steel plate 11 ′, and the state in which the high-strength steel plate 11 ′ is superimposed. It means both a state in which the zinc-based plating 12 is applied to the steel sheet and the zinc-based plating 12 is in contact with the high-strength steel sheet 11'.
  • the high-strength steel sheet 11' and the zinc-based plating 12 are separated by disposing the zinc-based plating 12 on the steel sheet superimposed on the high-strength steel sheet 11'. , are adjacent at the overlapping surface 15 of the steel plates.
  • the two or more steel plates 11 that are superimposed are pressed using a pair of electrodes A facing each other.
  • the shape and structure of the electrode A are not particularly limited, and those used in ordinary resistance spot welding may be appropriately used.
  • the applied pressure is not particularly limited, either, and a value corresponding to the plate thickness, number of sheets, and material of the steel plates 11 to be joined may be appropriately set within a normal range.
  • Various pressurizing conditions suitable for forming the nugget 13 can be applied to step S1.
  • the composition, metallographic structure, mechanical properties other than tensile strength, and shape of the steel plate 11 are not particularly limited, and can be appropriately selected according to the application of the resistance spot welded joint.
  • the type of zinc-based plating 12 is also not particularly limited, and forms such as hot dip galvanizing, alloyed hot dip galvanizing, and electrogalvanizing can be appropriately selected.
  • the adhesion amount of the zinc-based plating 12 is also not particularly limited.
  • Step S2 Next, in step S2, the nugget 13 and the corona bond 14 are formed by energizing between the electrodes A while pressing the steel plate 11 .
  • the energization time and current value are not particularly limited, and the values according to the plate thickness, number of sheets, and material of the steel plates 11 to be joined may be appropriately set within a normal range.
  • the current value in step S2 is the maximum value immediately after the start of energization. However, in step S2, the current value may be gradually increased to reach the maximum value (so-called upslope energization).
  • the small current energization preliminary energization
  • Various energization conditions preferable for forming the nugget 13 can be applied to the step S2.
  • the pressure is not particularly limited, and the value according to the plate thickness, number of sheets, and material of the steel plates 11 to be joined may be appropriately set within a normal range.
  • the pressure applied in step S2 is constant, but this may be changed as appropriate within a range in which a good nugget 13 can be formed.
  • Various conditions suitable for forming nuggets 13 can be applied to step S2.
  • the applied pressure may change unintentionally due to the accuracy of the resistance spot welding device, but such fluctuations in the applied pressure are allowed within a range in which a good nugget 13 can be formed. be.
  • Step S3 Next, in step S3, the current value between the electrodes A is reduced to zero.
  • This step S3 is extremely important for suppressing LME cracking that occurs inside the corona bond.
  • the current value between the electrodes A is immediately reduced to zero after the nugget 13 is formed by energization.
  • the current is applied after the nugget 13 is formed.
  • after solidifying all re-energize.
  • the resistance spot welding according to this embodiment as shown in FIG. 3, when the current value between the electrodes A is reduced to 0, the following three conditions are satisfied.
  • the current value I when the formation of the nugget 13 is completed and the average value Iave of the current values in the first period satisfy the relationship of 0.30 ⁇ I ⁇ Iave ⁇ 0.90 ⁇ I, (2)
  • the length of the second period is 420 msec or longer, and (3)
  • the pressurizing force in the first period is always 1.1 times or more the pressurizing force P at the time when the formation of the nugget 13 is completed. It is a period from when the current value is set to 0 to when the current value is set to 0.
  • the “second period” refers to the step of reducing the current value between the electrodes to 0 while maintaining the pressure on the steel plate, from the time when the current value is 0.90 ⁇ I to the current value of 0.30.
  • LME cracking occurs when the high-strength steel plate 11' and liquid zinc are in contact and a tensile stress is applied to the high-strength steel plate 11'. It is known that in resistance spot welding stress is introduced into the corona bond 14 primarily when the pressure applied by electrode A is released. In addition, the high-strength steel plate 11' and liquid zinc can come into contact with the corona bond 14 when the temperature of the corona bond 14 is 907°C (the temperature at which zinc vapor may liquefy) and 420°C (the temperature at which liquid zinc solidifies).
  • the iron concentration in the plating layer may be, for example, about 10%.
  • the melting point of such alloyed hot-dip galvanizing is about 600°C. Therefore, the minimum temperature at which LME cracking occurs in the corona bond 14 depends on the composition of the zinc-based plating formed on the steel sheet 11 .
  • the melting point of pure zinc is 420° C.
  • 420° C. is the lower limit temperature for generating LME in the use of a hot-dip galvanized steel sheet in which the coating layer is not alloyed.
  • the melting point of the actual coating layer is considered to exceed 420° C. because some alloying progresses during the heating for welding. Therefore, depending on the type of steel sheet and zinc-based plating, welding conditions, and the like, the lower limit temperature for generating LME may be 450°C, 500°C, or 550°C.
  • the boiling point of pure zinc is 907°C
  • the higher the temperature the lower the yield strength and tensile strength of the steel sheet. Therefore, it is considered that the tensile stress generated in the weld zone at 800° C. or higher is substantially less than 200 MPa. Therefore, in the category of high-strength steel sheets used industrially, the upper limit temperature for LME generation may be 850°C or 800°C.
  • the length of the second period which is the period for decreasing the current value between the electrodes A from I ⁇ 0.9 to I ⁇ 0.3, is set to 420 msec or longer, and 0.30 ⁇ I ⁇ Iave ⁇ 0.30 msec. It was found that when the relationship of 90 ⁇ I is satisfied, the tensile stress introduced into the corona bond 14 decreases in the process of decreasing the current value between the electrodes. If the length of the second period and the average value Iave of the current values in the first period are within the ranges described above, the current value gradually decreases after the nugget 13 is formed.
  • 5A to 5C show simulation results for estimating changes in the tensile stress of the corona bond 14 when the current value is rapidly decreased and when the current value is gradually decreased.
  • analysis conditions two 980 MPa class galvanized steel sheets with a thickness of 1.6 mm were used, and as disturbance conditions, a gap between the plates of 2 mm and a clearance of 0.5 mm were given.
  • the pressure P at the time when the formation of the nugget was completed was 3.9 kN
  • the pressure in the first period was 4.5 kN
  • the current was 6 kA
  • the energization time was 320 msec.
  • the vertical axis is the stress of the corona bond
  • the horizontal axis is the temperature of the corona bond.
  • the plus side indicates tensile stress
  • the minus side indicates compressive stress.
  • FIG. 5A the steel plate is first pressed by the electrode at room temperature, the tensile stress in the corona bond increases, then the tensile stress decreases as the temperature rises, and then the tensile stress increases again as the temperature decreases.
  • the simulation result that it does is shown. When the temperature drops to about 700° C., it is expected that the electrodes will release and the tensile stress will increase significantly.
  • This is the stress simulation result when the time for holding at 1 ⁇ P or more is set to 10 cycles ( 200 msec).
  • the length of the second period was set to 360 msec.
  • the corona bond stress and temperature variations in FIG. 5B are expected to be similar to FIG. 5A halfway through. However, even in FIG. 5B, the increase in tensile stress is expected to be suppressed compared to FIG. 5A when the temperature drops to about 700°C.
  • Fig. 5C is a display of Figs. 5A and 5B superimposed for reference. According to FIG. 5C, it is clearly shown by simulation that an increase in tensile stress during cooling is further suppressed by adding a down slope of the current value. Thus, the simulation results showed that the tensile stress was significantly reduced when the current value was gradually decreased compared to when the current value was rapidly decreased.
  • the current value I when the formation of the nugget is completed and the average value Iave of the current values in the first period satisfy the relationship of 0.30 ⁇ I ⁇ Iave ⁇ 0.90 ⁇ I, and the length of the second period If the length is 420 msec or more, the cooling rate of the welded portion will decrease. Also, in this case, heat removal by the electrode A is reduced, and heat transfer from the welded portion to the surrounding steel plate 11 is promoted. As a result, when the temperature of the welded portion is lowered, the contraction of the welded portion becomes moderate, while the restraining force of the welded portion by the steel plate 11 around the welded portion becomes small. The inventors presume that such a mechanism further reduces the tensile stress in the weld. Iave and I may satisfy the relationship 0.45 ⁇ I ⁇ Iave ⁇ 0.85 ⁇ I.
  • the inventors defined the period during which the current value between the electrodes A should be controlled as from when the current value between the electrodes A reaches I ⁇ 0.9 to when it decreases to I ⁇ 0.3. rice field. This is because the temperature of the corona bond 14 approximately coincides with the boiling point of zinc when the current value between the electrodes A is I ⁇ 0.9, and the corona bond 14 when the current value between the electrodes A is I ⁇ 0.3. This is because the temperature of the bond 14 is presumed to approximately match the melting point of zinc. Based on this estimation, the second period is the period during which molten zinc causing LME cracking exists around the nugget 13 . In fact, it was confirmed that controlling the length of the second period determined in this way has the effect of suppressing LME cracking in corona bonds.
  • the length of the second period may be defined as 450 msec, 480 msec or longer, 500 msec or longer, 600 msec or longer, or 800 msec or longer.
  • the length of the second period may be determined according to the plate thickness of the steel plate. For example, if the value of 1/2 of the total thickness of the steel plate in mm is defined as "tm", the length of the second period may be set to 265 ⁇ tm or more and 420 msec or more in msec. .
  • the lower limit of the length of the second period may be set to the longer one of 265 ⁇ tm (msec), which is the lower limit corresponding to the plate thickness, and 420 msec, which is the lower limit described above.
  • the applied pressure in the first period is always 1.1 ⁇ P or more. This is because, if the first period includes a period in which the applied pressure is less than 1.1 ⁇ P, it is expected that tensile stress will be introduced into the welded portion and LME cracking will be promoted. As exemplified in FIGS. 3 and 4, the pressurizing force in the first period may be raised to a value of 1.1 ⁇ P or more at the same time as the nugget forming step S2 is completed, and then held at a constant value. good.
  • step S3 in which the current value between the electrodes is decreased to 0 while maintaining the pressure on the steel plate at 1.1 ⁇ P or more, the rate of decrease in the current value is constant as shown in FIG. OK, there may be variations. This is because it is sufficient to reduce the current value over a predetermined period of time or more in order to reduce the tensile stress during the period in which liquid zinc can exist. For example, as shown in the stepped graph of FIG. 4, when decreasing the current value, it is possible to provide a time to keep the current value constant. Specifically, when the current value between the electrodes is reduced to 0, the current value between the electrodes is set to 265 ⁇ tm or more in units of msec within the range from I ⁇ 0.9 to I ⁇ 0.3.
  • the lower limit of the length of the second period may be set to the longer one of 265 ⁇ tm (msec), which is the lower limit corresponding to the plate thickness, and 420 msec, which is the lower limit described above.
  • the current in the first period may be divided into two or three or more, for example, I ⁇ 0.8 in the first half and I ⁇ 0.6 in the second half.
  • the welded portion is rapidly cooled after the main energization, and the welded portion is welded as described above after the post-energization.
  • the resistance spot welding method according to the present embodiment further includes the step S3 of reducing the current value between the electrodes to 0 while maintaining the pressure on the steel plate at 1.1 ⁇ P or more.
  • a step S4 (so-called holding time) of holding the pressure applied by the electrode A at 0.8 ⁇ P or more with the value set to 0 may be included.
  • the corona bond temperature may not fall below 420°C even if the length of the first period is set to 420 msec or more after nugget formation.
  • LME cracking may occur at the corona bond 14 and outside the corona bond 14 .
  • the electrode is not completely released, and the pressure is maintained at 0.8 ⁇ P or more as described above, so that the pressure is released while the liquid zinc remains, and tensile stress is introduced. It is considered that it is possible to more reliably avoid being
  • step S4 it is preferable that the length of the period during which the pressure is maintained at 0.8 ⁇ P or more after the current value between the electrodes A is set to 0 is 0.04 sec (40 msec) or more. From the viewpoint of suppressing LME cracking, a longer holding time is considered preferable. Therefore, in step S4, the time for which the pressure is maintained at 0.8 ⁇ P or more may be 0.04 sec (40 msec) or more, 0.06 sec (60 msec) or more, or 0.08 sec (80 msec) or more. However, if the holding time is too long, the effect of suppressing LME cracking is saturated, but the welding efficiency is lowered.
  • the time during which the pressure is maintained at 0.8 ⁇ P or more may be 0.4 sec (400 msec) or less, 0.3 sec (300 msec) or less, or 0.2 sec (200 msec) or less.
  • the applied pressure may be maintained at 0.9xP or more, 1.0xP or more, 1.1xP or more, or 1.2xP or more. Moreover, in step S4, the pressure may be set to a constant value as illustrated in FIG. On the other hand, it is permissible for the pressure to fluctuate within the range of 0.8 ⁇ P or more during the holding period.
  • a resistance spot welded joint 1 includes a plurality of superimposed steel plates 11, a nugget 13 joining the steel plates 11, and a corona bond 14 and a heat affected zone 16 formed around the nugget 13.
  • one or more of the plurality of steel plates 11 is a high-strength steel plate 11 ′ having a tensile strength of 780 MPa or more, and one of the plurality of steel plates 11
  • the plated steel sheet 11 having the zinc-based coating 12 is adjacent to each other at the overlapping surface 15, and the diameter of the heat affected zone 16 is 1.5 times the diameter of the nugget 13.
  • the heat affected zone 16 40/100 ⁇ m 2 or more carbides with an equivalent circle diameter of 0.1 ⁇ m or more are distributed, and in the corona bond 14, the amount of ⁇ phase of the zinc-based plating 12 is 20 areas. % or less.
  • the resistance spot welded joint 1 has a plurality of steel plates 11 that are superimposed, one or more of which is a high-strength steel plate 11' having a tensile strength of 780 MPa or more.
  • the composition, metallographic structure, mechanical properties other than tensile strength, and shape of the steel plate 11 are not particularly limited, and can be appropriately selected according to the application of the resistance spot welded joint.
  • one or more steel plates 11 have zinc-based plating 12 on their surfaces.
  • the type of zinc-based plating 12 is also not particularly limited, and forms such as hot dip galvanizing, alloyed hot dip galvanizing, and electrogalvanizing can be appropriately selected.
  • the adhesion amount of the zinc-based plating 12 is also not particularly limited.
  • the high-strength steel plate 11 ′ and the zinc-based plating 12 are adjacent at one or more overlapping surfaces 15 .
  • the state in which the high-strength steel plate 11' and the zinc-based plating 12 are adjacent to each other is (a) a state in which the high-strength steel plate 11' has a zinc-based plating 12 on its surface; (b) A steel plate having a tensile strength of less than 780 MPa superimposed on the high-strength steel plate 11 ′ has a zinc-based coating 12, and this zinc-based coating 12 is in contact with the high-strength steel plate 11 ′.
  • a resistance spot welded joint 1 includes a nugget 13 that joins steel plates 11, a corona bond 14 formed around the nugget 13, and a weld 17 having a heat affected zone (HAZ) 16.
  • HAZ heat affected zone
  • the diameter of the heat affected zone 16 is 1.5 times or more the diameter of the nugget 13 .
  • the diameters of the heat-affected zone 16 and the nugget 13 are values observed on a cross section perpendicular to the plate surface of the steel plate 11 and passing through the center of the nugget 13 .
  • carbides having an equivalent circle diameter of 0.1 ⁇ m or more are distributed at a rate of 40 pieces/100 ⁇ m 2 or more.
  • the amount of ⁇ phase in the zinc-based plating is 20 area % or less.
  • the ⁇ phase of the zinc-based plating 12 means a phase mainly composed of Zn and containing other elements such as Fe in a solid solution state.
  • the period during which the current value is decreased from I ⁇ 0.9 to I ⁇ 0.3 (that is, second period) is longer than in normal resistance spot welding.
  • the heat input increases and the diameter of the heat-affected zone 16 (the region where the temperature reaches the Ac point or higher and the melting point or lower during welding) increases.
  • the size of the heat affected zone 16, the number density of carbides having an equivalent circle diameter of 0.1 ⁇ m or more in the heat affected zone 16, and the amount of ⁇ phase of the zinc-based plating in the corona bond 14 are within the above ranges. It is presumed that the resistance spot welded joint was obtained by the method of manufacturing the resistance spot welded joint according to the present embodiment described above.
  • the distribution density of carbides is preferably 45 pieces/100 ⁇ m 2 or more, more preferably 50 pieces/100 ⁇ m 2 or more.
  • the method for measuring the diameter of the heat affected zone 16 and the diameter of the nugget 13 is as follows. First, the resistance spot welded joint is cut in a plane that passes through the center of the nugget 13 and is perpendicular to the plate surface.
  • the cross section is polished, and the polished surface is corroded using an aqueous solution of picric acid.
  • This allows the outer edges of the nugget 13 and the heat affected zone 16 to be visually recognized.
  • the diameter of the heat-affected zone 16 and the diameter of the nugget 13 can be measured by appropriately magnifying the corroded surface in the range of 10 to 50 times using an optical microscope and observing it.
  • a method for measuring the number density of carbides having an equivalent circle diameter of 0.1 ⁇ m or more in the heat affected zone 16 is as follows. Similar to the procedure for measuring the diameter of nuggets 13 and the like, the resistance spot weld joint is cut, the cross section is ground and corroded.
  • a SEM-EDS is used to photograph the Zn and Fe element distribution images of the corona bond in the cross section of the weld.
  • the ⁇ phase in the image is defined as a region with a Zn concentration of 95% or more and an Fe concentration of 5% or less.
  • the portion that satisfies this definition and the other portion are binarized using image analysis software, and the area ratio of the ⁇ phase in the plating layer inside the corona bond is calculated.
  • the area ratio of the ⁇ phase may be measured over the entire corona bond, or may be measured at three or more selected representative points, such as both ends and the center of the corona bond. good.
  • the resistance spot welded joint 1 may satisfy one or more of the following requirements.
  • the raised portion of the shoulder portion 18 of the welded portion 17 protrudes outward by 0.1 mm or more from the surface of the steel plate 11 on which the raised portion is formed. If a disturbance exists during resistance spot welding, the shoulder 18 of the steel plate 11 will swell slightly at this outer edge. The shoulder portion 18 of the welded portion 17 is the outer edge of this indentation on the surface of the welded portion 17 cut along the thickness direction of the steel plate (see FIG. 2B). In the absence of disturbance during resistance spot welding, the shoulder 18 would not rise as much as depicted in FIG. 2B. However, if there is a disturbance during resistance spot welding, a prominent bulge is formed on the shoulder 18 due to the pressure of the electrode A (see, for example, the cross-sectional photograph of FIG.
  • a specific method for measuring the size of the raised portion is as follows. A cut plane is made that is perpendicular to the plate surface of the steel plate, passes through the center of the nugget, and passes through the point where the shoulder portion of the weld has the largest rise. Measurements are taken on this cut plane. An imaginary line along the surface of the steel plate on which the raised portion is formed outside the welded portion 17 is entered in the photograph of the cut surface. Then, the distance between the apex of the raised portion and the imaginary line is measured.
  • the angle formed by the longitudinal direction of the nugget 13 and the surface of the steel plate 11 around the welded portion 17 is 2° or more.
  • the major axis direction of the nugget 13 means a direction parallel to the major axis of the ellipse when the outer edge of the nugget 13 is regarded as an ellipse.
  • the tilt of this long axis is the tilt of the nugget 13 caused by the disturbance.
  • the inclination of the major axis is measured with reference to the surface of the steel plate in the periphery of the welded portion (specifically, the area within 20 mm from the outer edge of the heat affected zone 16 of the welded portion 17).
  • the angle formed by the surface of the steel plate around the welded portion and the major axis direction of the nugget 13 is used as a value for evaluating the inclination of the nugget 13 . If the shape of the nugget 13 is not substantially elliptical, draw a straight line at the point where the nugget diameter is maximum in the cross section of the weld, and the angle between the straight line and the surface of the steel plate around the weld is regarded as the inclination of the nugget 13. . If the surface of the steel sheet at a location distant from the welded portion 17 is used as a reference, the distortion of the steel sheet may affect the evaluation result of the inclination of the nugget 13 .
  • the angle formed by the longitudinal direction of the nugget 13 and the surface of the steel plate 11 around the welded portion 17 is a value measured on a cut plane perpendicular to the plate surface of the steel plate and passing through the center of the nugget.
  • the sheet separation is 0.3 mm or more at the overlapping surface 15 where the high-strength steel sheet 11' and the zinc-based plating 12 are adjacent to each other.
  • the sheet separation is the size of the gap between the steel plates 11 generated on the overlapping surface 15, and is perpendicular to the plate surface of the steel plate 11 and passes through the center of the nugget 13. Defined as the value measured 2 mm from the edge.
  • the resistance spot welded joint 1 according to the present embodiment is formed under conditions such that the number density of carbides having a predetermined equivalent circle diameter in the heat affected zone 16 is within the above range. No cracking occurs. Therefore, it can be said that the resistance spot welded joint according to the present embodiment, which satisfies one or more of the above requirements, has a further advantage over the ordinary resistance spot welded joint.
  • Example 1 a step of pressing two superimposed steel plates using a pair of electrodes facing each other; forming a nugget and a corona bond by applying an electric current between the electrodes while pressing the steel plates;
  • Various resistance spot welded joints were produced by resistance spot welding, including the step of reducing the current value between the electrodes to zero while maintaining pressure on the steel plate.
  • the steel plate was placed approximately horizontally, and the pair of electrodes was placed so as to sandwich the steel plate.
  • the electrode placed on the steel plate was used as a movable electrode, the electrode placed under the steel plate was used as a fixed electrode, and the steel plate was pressed by moving the upper electrode toward the lower electrode.
  • the current value was instantaneously increased to a predetermined value, and thereafter the current value was kept constant until the nugget was completed.
  • the striking angle is the angle between the axial direction of the movable electrode and the direction perpendicular to the surface of the steel plate.
  • the clearance is the disturbance described in (b) of paragraph 0021 of Patent Document 4 and FIG. 5 .
  • Striking angle and clearance are disturbance factors in resistance spot welding, and are factors that cause LME cracking. By setting the striking angle and the clearance as described below, the LME cracks are made more likely to occur.
  • the applied pressure was kept at P for the period described below after the nugget was formed.
  • ⁇ Welder Servo pressurized stationary welder, single-phase AC (frequency 50 kHz) ⁇ Electrode: Dome radius (DR) Cr-Cu ⁇ Shape of electrode tip: ⁇ 6mm R40mm ⁇ Pressing force P at the time of completion of nugget formation: 3.9 kN Current value I at the completion of nugget formation: 6 kA (conditions for forming a nugget of 4 ⁇ t or less)
  • t is the thinnest sheet thickness (mm) among the stacked steel sheets.
  • Resistance spot welding was performed 10 times for each condition.
  • the resistance spot welded joint thus obtained was cut along a plane passing through the center of the nugget and perpendicular to the surface of the steel sheet, and the cross section was appropriately prepared and observed with an optical microscope. Observation results are shown in FIGS. 6A and 6B.
  • the length of the period (that is, the second period) for decreasing the current value between the electrodes from I ⁇ 0.9 to I ⁇ 0.3 is set to less than 420 msec.
  • the length of the second period was 420 msec or longer when the current value between the electrodes was decreased to 0, LME cracking could be suppressed.
  • the sheet separation, the angle between the longitudinal direction of the nugget and the surface of one side of the steel plate adjacent to the weld, and the height of the weld shoulder ridge pass through the center of the spot weld nugget and the weld shoulder Cut the resistance spot-welded joint on the plane perpendicular to the plate surface through the point where the bulging part is the largest, polish the cross section, corrode the polished surface using an aqueous solution of picric acid, and use an optical microscope to examine the corroded surface by 10 Measurements were made by appropriately magnifying and observing in the range of up to 50 times.
  • the nugget may be cut along an arbitrary plane that passes through the center of the nugget of the spot welded portion and is perpendicular to the plate surface, and the above measurement may be performed.
  • the size of the heat affected zone and the nugget diameter (diameter) were measured by observing the corroded surface created by the above procedure with an optical microscope.
  • the density of carbides with an equivalent circle diameter of 0.1 ⁇ m or more is 20 by selecting 10 areas of 5 ⁇ m ⁇ 5 ⁇ m in the heat-affected zone on the corroded surface prepared by the above procedure using a scanning electron microscope (SEM). ,000 times, and obtained from an image taken.
  • SEM scanning electron microscope
  • the equivalent circle diameter of each carbide contained in the measurement field was determined by determining the area of each carbide using an image processing device and calculating the equivalent circle diameter from that value.
  • carbides having an equivalent circle diameter of 0.1 ⁇ m or more were specified, and the distribution density of the carbides was calculated by dividing the total number by the total area of the photographed region.
  • the sheet separation was 0.14 mm.
  • the angle between the longitudinal direction of the nugget and the normal line of the steel plate base material adjacent to the weld was 3°.
  • the height of the raised portion of the weld shoulder was 0.16 mm.
  • the heat-affected zone diameter/nugget diameter was 2.3, and the density of carbides with a particle size of 0.1 ⁇ m or more was 55 pieces/100 ⁇ m 2 . Since the resistance spot welded joint of the present invention has a raised weld shoulder, nugget inclination, and sheet separation, it can be said that it was formed under disturbance conditions that easily cause LME cracking. There is no fitting.
  • Example 2 Various resistance spot-welded joints were produced under the conditions shown in Table 2 for the alloyed hot-dip galvanized steel sheets shown in Table 1. In addition, in any welded joint, the types of the two steel plates were the same. Also, resistance spot welding was performed 10 times per condition. The energization profile was a stepped one as exemplified in FIG. That is, the current value in the second energization was kept constant. Then, the number of nuggets in which LME cracks occurred in the manufactured resistance spot welded joint was confirmed and listed in Table 2. In addition, the ⁇ area ratio of the zinc-based plating within the corona bond was also measured and listed in Table 1.
  • the "current I” in Table 2 corresponds to "the current value I between the electrodes when the formation of the nugget is completed".
  • the "pressing force in the second stage” in Table 2 corresponds to the “pressing force in the first period”.
  • the “current in the second row” in Table 2 corresponds to the "average value Iave of the current values between the electrodes in the first period”.
  • the “second energization time” in Table 2 corresponds to the “second period length”. Welding conditions not listed in Table 2 conformed to Example 1 described above.
  • the length of the S4 step, that is, the holding time was 10 cycles (200 msec).
  • the "number density of carbides in the heat-affected zone” in Table 2 means the number density of carbides having an equivalent circle diameter of 0.1 ⁇ m or more.
  • Conditions 4 and 8 are (1) The current value I between the electrodes when the nugget formation is completed and the average value Iave of the current values between the electrodes in the first period are 0.30 ⁇ I ⁇ Iave ⁇ 0.90 ⁇ satisfy the relation of I, (2) The length of the second period is 420 msec or longer, and (3) Welding conditions that satisfy the requirement that the applied pressure in the first period is 1.1 times or more the applied pressure P at the time when the formation of the nugget is completed. The number of cracks was 0 in the resistance spot welded joints obtained under these conditions 4 and 8.
  • the method for manufacturing a resistance spot welded joint that satisfies the above requirements (1) to (3) is such that although the zinc-based plating and the high-strength steel sheet are adjacent to each other on the lap surface, LME cracking in the corona bond does not occur. It was possible to produce resistance spot welded joints with no occurrence.
  • the diameter of the heat affected zone is 1.5 times or more the diameter of the nugget;
  • C) The amount of ⁇ phase of the zinc-based plating in the corona bond was 20 area % or less.
  • Condition 1 both the second step pressure (i.e., the pressure in the first period) and the second step energization time (i.e., the length of the second period) are insufficient. did not meet the requirements (2) and (3) of Condition 2 lacked the energization time of the second stage (that is, the length of the second period) and did not satisfy the above requirement (2).
  • Condition 3 lacked the energization time of the second stage (that is, the length of the second period) and did not satisfy the above requirement (2).
  • Condition 5 lacked the second stage current (that is, the average value Iave of the current values between the electrodes in the first period), and did not satisfy the above requirement (1).
  • Condition 6 lacks both the second stage pressurizing force (i.e., the pressurizing force in the first period) and the second stage energization time (i.e., the length of the second period), and the above requirement (2) and (3) were not satisfied.
  • Condition 7 lacked the energization time of the second stage (that is, the length of the second period) and did not satisfy the above requirement (2). LME cracking occurred in the resistance spot welded joints obtained under these conditions.
  • a resistance spot welded joint and a method for manufacturing a resistance spot welded joint in which LME cracks do not occur in corona bonds even though the zinc-based plating and the high-strength steel sheet are adjacent to each other on the lap surfaces. can provide. Therefore, the present invention has a high industrial reasonability.

Abstract

本発明の一態様に係る抵抗スポット溶接継手は、重ね合わされた複数の鋼板と、前記鋼板を接合するナゲット、並びに、前記ナゲットの周囲に形成されたコロナボンド及び熱影響部を有する溶接部と、を備える抵抗スポット溶接継手であって、前記複数の鋼板のうち１枚以上が、引張強さが７８０ＭＰａ以上の高強度鋼板であり、前記複数の鋼板のうち１枚以上が、亜鉛系めっきを有するめっき鋼板であり、前記高強度鋼板及び前記亜鉛系めっきが、重ね面において隣接され、前記熱影響部の直径が、前記ナゲットの直径の１．５倍以上であり、前記熱影響部には、円相当径が０．１μｍ以上の炭化物が４０個／１００μｍ２以上分布し、前記コロナボンド内において、前記亜鉛系めっきのη相の量が２０面積％以下である。

Description

抵抗スポット溶接継手および抵抗スポット溶接継手の製造方法
　本発明は、抵抗スポット溶接継手および抵抗スポット溶接継手の製造方法に関する。
　近年、自動車分野では、低燃費化及びＣＯ２排出量の削減等のために、車体を軽量化することが求められている。さらに自動車分野では、衝突安全性の向上のために、車体部材を高強度化することが求められている。これらの要求を満たすためには、車体部材等の各種部品の材料を、高強度鋼板とすることが有効である。
　また、車体の高防錆化の観点から、部材を耐食性に優れた鋼板で構成する必要がある。亜鉛系めっき鋼板は、耐食性が良好であることが幅広く知られている。上記の軽量化、及び高強度化の観点から、自動車用として用いられる亜鉛系めっき鋼板は、高強度鋼板と接合されたり、そのめっき原板が高強度鋼板とされたりすることが通常である。
　自動車の車体の組立、及び部品の取付けなどの工程では、主として抵抗スポット溶接が使われている。抵抗スポット溶接とは、重ね合わせた母材を、先端を適正に整形した電極の先端で挟み、比較的小さい部分に電流及び加圧力を集中して局部的に加熱し、同時に電極で加圧して行う抵抗溶接である。抵抗スポット溶接を、高強度鋼板の接合に適用するために、種々の方法が提案されている。
　特許文献１には、高張力鋼板をスポット溶接する高張力鋼板のスポット溶接方法であって、上記高張力鋼板への通電電流を漸変的に上昇させることによりナゲット生成を行なう第１ステップと、上記第１ステップの後に電流下降させる第２ステップと、上記第２ステップ後に電流上昇させて本溶接すると共に、漸変的に通電電流を下降させる第３ステップとを備えた工程によりスポット溶接を行なう高張力鋼板のスポット溶接方法が開示されている。
　特許文献２には、被溶接材としてアルミめっき鋼板同士またはアルミめっき鋼板と他の金属板とを重ね合わせ、これらを一対の電極チップで挟んだ状態で加圧し、前記電極チップ間に通電してジュール熱により被溶接材の溶接部を溶融し、その後、通電停止により前記溶接部を冷却・凝固させてナゲットを形成するスポット溶接方法であって、前記溶接部に一定の交流サイクルで通電する本溶接工程の前工程として、通電量を漸増させるアップスロープ工程を付加し、前記溶接部の昇温スピードを穏やかにすることを特徴とするアルミめっき鋼板のスポット溶接方法が開示されている。
　特許文献３には、アルミニウム材料と溶融アルミニウムめっき鋼板とを重ね合わせ、スポット溶接で一体化する際、定電流溶接期間の積算電流Ｑ２に対して通電開始から溶接電流が設定値Ｗに達するまでのアップスロープ期間の積算電流Ｑ１の比Ｑ１／Ｑ２を０．０５～３．０，和Ｑ１＋Ｑ２を１～５ｋＡ・秒とした通電パターンで溶接電流を被溶接材に供給することを特徴とする鋼／アルミニウム接合構造体の製造方法が開示されている。
　しかしながら、亜鉛系めっきを有する高強度鋼板、又は亜鉛系めっき鋼板と接する高強度鋼板に抵抗スポット溶接を行うと、液体金属脆化（Ｌｉｑｕｉｄ　Ｍｅｔａｌ　Ｅｍｂｒｉｔｔｌｅｍｅｎｔ：ＬＭＥ）による割れが発生するという問題がある。ＬＭＥ割れとは、溶融して液体となった亜鉛が鋼板の結晶粒界に侵入することによって生じる粒界割れである。
　ＬＭＥ割れは、以下の要因が揃ったときに生じやすいとされている。
（Ａ）鋼板の重ね面に亜鉛系めっきが配されていること
（Ｂ）重ね面の亜鉛系めっきが、高強度鋼板に設けられたものであるか、又は、高強度鋼板と重ね合わせられた鋼板に設けられて、高強度鋼板と接していること（以下、この状態を「高強度鋼板及び亜鉛系めっきが隣接している」と称する）
（Ｃ）ナゲット形成後に鋼板及びナゲットが冷却される過程において、ナゲットの周辺に高い引張応力が付加されること
　そして、高い引張応力が付加される原因として、例えば、特許文献４の段落００２１、及び図４～図７に記載の４種類の外乱があることが知られている。これらの要因が揃った状態で抵抗スポット溶接を行うと、溶融した亜鉛が高強度鋼板の結晶粒界に侵入し、結晶粒界において割れが発生する。引張応力は、液体亜鉛が結晶粒界に侵入することを促進する。
　自動車車体では、溶接箇所の割れが著しいと部材強度が低下するという問題がある。従って、ＬＭＥ割れの発生は可能な限り抑制される必要がある。しかしながら、鋼板又は亜鉛系めっきの成分を制御することによってＬＭＥ割れを抑制することは、自動車車体の材料選定の自由度を下げるので好ましくない。従って、ＬＭＥ割れを抑制することが可能な抵抗スポット溶接方法が求められている。
日本国特開２００３－２３６６７４号公報 日本国特開２００６－２１２６４９号公報 日本国特開２００６－２２４１２７号公報 日本国特許第６１０８０１７号公報
　ＬＭＥ割れを防止する手段の一つとして、加圧保持時間を長くする技術がある。長時間の加圧保持とは、ナゲットの形成時に鋼板に印加される加圧力を、通電終了後にも所定時間保持することを意味する。これによれば、ナゲットの周辺に形成されるコロナボンドの外縁付近におけるＬＭＥ割れＣ（図１Ａ参照）を防止することができる。なお、このコロナボンドにおける割れは、ナゲットが比較的小さい場合、または打角やクリアランス、板間の隙間といった外乱の程度が大きく、コロナボンドの半径が小さい場合に発生しやすい。
　しかしながら、上述の長時間加圧保持を行う抵抗スポット溶接によっても、ＬＭＥ割れを完全に防止することは難しいことがわかった。本発明者らがＬＭＥ割れの形態について調査を重ねた結果、加圧保持は、ナゲット周辺のコロナボンドにおけるＬＭＥ割れＣ（図１Ｂ参照）を抑制する効果を有しないことが判明した。
　上述した特許文献に記載の抵抗スポット溶接方法はいずれも、通電パターンを最適化することを特徴としている。しかしながら、これら文献のいずれにおいても、ＬＭＥ割れについては考慮されていない。また、上述した特許文献に記載の抵抗スポット溶接方法を、亜鉛系めっきと高強度鋼板とを組み合わせた板組に適用した場合には、ナゲット周辺のコロナボンドにおけるＬＭＥ割れを抑制できないことが本発明者らによって確認された。
　以上の事情に鑑みて本発明は、亜鉛系めっきと高強度鋼板とが重ね面において隣接しているにもかかわらず、コロナボンドにおけるＬＭＥ割れの発生がない抵抗スポット溶接継手、及び抵抗スポット溶接継手の製造方法を提供することを課題とする。
　本発明の要旨は以下の通りである。
（１）本発明の一態様に係る抵抗スポット溶接継手は、重ね合わされた複数の鋼板と、前記鋼板を接合するナゲット、並びに、前記ナゲットの周囲に形成されたコロナボンド及び熱影響部を有する溶接部と、を備える抵抗スポット溶接継手であって、前記複数の鋼板のうち１枚以上が、引張強さが７８０ＭＰａ以上の高強度鋼板であり、前記複数の鋼板のうち１枚以上が、亜鉛系めっきを有するめっき鋼板であり、前記高強度鋼板及び前記亜鉛系めっきが、重ね面において隣接され、前記熱影響部の直径が、前記ナゲットの直径の１．５倍以上であり、前記熱影響部には、円相当径が０．１μｍ以上の炭化物が４０個／１００μｍ２以上分布し、前記コロナボンド内において、前記亜鉛系めっきのη相の量が２０面積％以下である。
（２）上記（１）に記載の抵抗スポット溶接継手では、以下の３つの要件のうちいずれか１つ以上を満たしてもよい。
　１：溶接部肩部の盛り上がり部が、前記盛り上がり部が形成された前記鋼板の表面よりも０．１ｍｍ以上外側に出ている。
　２：前記ナゲットの長径方向と、前記溶接部の周辺における前記鋼板の表面との角度が２°以上である。
　３：前記高強度鋼板及び前記亜鉛系めっきが隣接した前記重ね面におけるシートセパレーションが０．３ｍｍ以上である。
（３）本発明の別の態様に係る抵抗スポット溶接継手の製造方法は、重ね合わせられた複数の鋼板を、対向する一対の電極を用いて加圧する工程と、前記鋼板を加圧しながら前記電極の間に通電することにより、ナゲット及びコロナボンドを形成する工程と、前記鋼板への加圧を維持しながら前記電極の間の電流値を０まで低下させる工程と、を備え、前記複数の鋼板のうち１枚以上が、亜鉛系めっきを有し、前記複数の鋼板のうち１枚以上が、引張強さが７８０ＭＰａ以上の高強度鋼板であり、前記高強度鋼板及び前記亜鉛系めっきを、重ね面において隣接させ、前記ナゲットの形成が完了した時点での前記電極の間の電流値Ｉと、前記ナゲットの形成が完了した前記時点から前記電流値を０とした時点までの期間である第１期間における前記電極の間の電流値の平均値Ｉａｖｅとが、０．３０×Ｉ≦Ｉａｖｅ≦０．９０×Ｉの関係を満たし、前記電流値を０．９０×Ｉとした時点から、前記電流値を０．３０×Ｉとした時点までの期間である第２期間の長さを４２０ｍｓｅｃ以上とし、且つ、前記第１期間における加圧力を、前記ナゲットの形成が完了した前記時点での加圧力Ｐの１．１倍以上とする。
（４）上記（３）に記載の抵抗スポット溶接継手の製造方法では、前記鋼板の、単位ｍｍでの合計板厚の１／２を、ｔｍと定義し、前記電極の間の前記電流値を０まで低下させる際に、前記電極の間の電流値を、Ｉ×０．９からＩ×０．３までの範囲内において、単位ｍｓｅｃで２６５×ｔｍ以上、かつ４２０ｍｓｅｃ以上の間、一定値に保持してもよい。
（５）上記（３）または（４）に記載の抵抗スポット溶接継手の製造方法は、前記電極の間の前記電流値を０まで低下させる工程の後に、前記電極の間の前記電流値を０にした状態で、０．０４ｓｅｃ以上０．４ｓｅｃ以下、前記加圧力を０．８×Ｐ以上に保持する工程をさらに備えてもよい。
（６）上記（３）～（５）のいずれか一項に記載の抵抗スポット溶接継手の製造方法では、前記Ｉａｖｅ及び前記Ｉが、０．４５×Ｉ≦Ｉａｖｅ≦０．８５×Ｉの関係を満たしてもよい。
（７）上記（３）～（６）のいずれか一項に記載の抵抗スポット溶接継手の製造方法では、前記鋼板の、単位ｍｍでの合計板厚の１／２を、ｔｍと定義し、前記第２期間の長さを、単位ｍｓｅｃで２６５×ｔｍ以上、かつ４２０ｍｓｅｃ以上としてもよい。
　本発明によれば、亜鉛系めっきと高強度鋼板とが重ね面において隣接しているにもかかわらず、コロナボンドにおけるＬＭＥ割れの発生がない抵抗スポット溶接継手、及び抵抗スポット溶接継手の製造方法を提供することができる。
コロナボンドの外縁付近で生じるＬＭＥ割れの概略図である。 コロナボンドの内部で生じるＬＭＥ割れの概略図である。 本発明の一態様に係る抵抗スポット溶接継手の製造方法における、工程Ｓ１を示す概略図である。 本発明の一態様に係る抵抗スポット溶接継手の製造方法における、工程Ｓ２～Ｓ４を示す概略図である。 本発明の一態様に係る抵抗スポット溶接継手の製造方法における、電流と加圧力の経時変化を概略的に示すグラフである。 本発明の一態様に係る抵抗スポット溶接継手の製造方法における、電流と加圧力の経時変化を概略的に示すグラフである。 電流値を減少させるために要する時間が、コロナボンドにおける引張応力に及ぼす影響を検証したシミュレーション結果のグラフである。 電流値を減少させるために要する時間が、コロナボンドにおける引張応力に及ぼす影響を検証したシミュレーション結果のグラフである。 図５Ａ及び図５Ｂのグラフを重ね合わせたグラフである。 種々の条件によって製造された抵抗スポット溶接継手の断面写真である。 種々の条件によって製造された抵抗スポット溶接継手の断面写真である。
　本発明者らは、ＬＭＥ割れ、特にナゲット周辺のコロナボンドにおけるＬＭＥ割れを抑制する手段について検討を重ねた。なお、ナゲットとは、重ね抵抗溶接において、溶接部に生じる溶融凝固した部分を意味する（ＪＩＳ　Ｚ　３００１－６：２０１３）。また、便宜上、溶融凝固する前の溶融金属もナゲットと称する。コロナボンドとは、重ね抵抗溶接において、ナゲットの周辺に生じる固相溶接されたリング状の部分を意味する（ＪＩＳ　Ｚ　３００１－６：２０１３）。また、本実施形態において、用語「溶接部」は、ナゲット、コロナボンド、及び熱影響部を有する領域を意味する。
　そして本発明者らは、抵抗スポット溶接において、鋼板に加圧及び通電をしてナゲットを形成した後、加圧力を上昇させた状態で電流値を徐々に減少させることにより、ナゲット周辺のコロナボンドにおけるＬＭＥ割れを抑制可能であることを知見した。具体的には、ナゲットの形成後、
（１）ナゲットの形成が完了した時の電流値Ｉと、第１期間における電流値の平均値Ｉａｖｅとが、０．３０×Ｉ≦Ｉａｖｅ≦０．９０×Ｉの関係を満たすようにし、
（２）第２期間の長さを４２０ｍｓｅｃ以上とし、且つ、
（３）第１期間における加圧力を、常に、ナゲットの形成が完了した時点での加圧力Ｐの１．１倍以上とする
ことにより、ＬＭＥ割れを抑制可能であった。ここで、図３に示されるように、「第１期間」とは、ナゲットの形成が完了した時点から電流値を０とした時点までの期間である。また、図３に示されるように、「第２期間」とは、鋼板への加圧を維持しながら電極の間の電流値を０まで低下させる工程において、電流値を０．９０×Ｉとした時点から、電流値を０．３０×Ｉとした時点までの期間である。なお、図３ではナゲット形成後に電流値が徐々に減少し続けるが、上記要件が満たされる限り、ナゲット形成後に電流値が一定となる期間があってもよい。例えば、第２期間の一部または全部において、電流値が一定であってもよい。例えば、ナゲット形成後の通電パターンが、後述する図４のような階段状パターンであってもよい（２段階電流降下パターン）。この場合、第２期間の全部において電流値が一定となり、さらに第１期間と第２期間とは一致する。また、ナゲット形成後の通電パターンが、電流値Ｉより低い任意の電流値Ｉａでの電流値保持と、電流値Ｉａよりも低い任意の電流値Ｉｂでの電流値保持とを含んでもよい（３段階電流降下パターン）。
　ＬＭＥ割れは、液体となった亜鉛が結晶粒界に侵入することによって生じる。第２期間は、亜鉛が液化しており、ＬＭＥ割れの発生リスクが高い期間である。直感的には、この期間を可能な限り短くすることにより、ＬＭＥ割れの発生を抑制できるように思われる。しかし現実には、ナゲットの形成後にナゲットを急冷すると、むしろコロナボンドにおけるＬＭＥ割れの生成が促進された。そして本発明者らは、ナゲットを徐冷し、第２期間を４２０ｍｓｅｃ以上とすべきであるという結論に至った。
　このような溶接条件が、コロナボンドにおけるＬＭＥ割れを抑制する理由は現時点で明らかではないが、本発明者らは以下の機構によるものと推定している。
　本発明者らは、ナゲット周辺のコロナボンドにおける応力及び温度の経時変化が、この箇所におけるＬＭＥ割れに影響すると推定した。しかしながら、コロナボンドにおける温度及び引張応力の大きさの経時変化を実測することは困難である。従って本発明者らは、抵抗スポット溶接するとき、コロナボンド付近の温度と応力の経時変化について、種々のシミュレーションを実施した。その結果、上述の条件（１）～（３）を満たす抵抗スポット溶接においては、第１期間に、ナゲットから１ｍｍ以内の範囲にあるコロナボンドにおいて、温度が９０７℃～４２０℃の範囲内である領域に生じる引張応力が従来よりも極めて低減されている蓋然性が高い旨が判明した。以下、「ナゲットから１ｍｍ以内の範囲にあるコロナボンドにおいて、９０７℃～４２０℃の範囲内である領域」を、高割れリスク領域と称する。高割れリスク領域においては、高強度鋼板と液体亜鉛とが接しているので、溶融した亜鉛が高強度鋼板の結晶粒界に侵入するおそれが極めて高いからである。
　高割れリスク領域の形状は経時的に変化する。コロナボンドの温度は一様ではなく、ナゲット形成箇所に近いほど高温である。従って、溶融金属の凝固が進行する中で、ナゲットに隣接する箇所（コロナボンドやその外側のごく近傍）において亜鉛が液化し、高割れリスク領域が形成される。なお、ナゲット形成箇所における亜鉛は、その箇所において鋼板が溶融する以前に、加熱初期段階で溶融及び蒸発し、その箇所の外側にほぼ全て散逸するものと思われる。従って、ナゲット形成箇所における亜鉛は問題とはならないと推定される。
　次いで、溶接部の温度低下とともに、ナゲットに隣接する箇所（コロナボンドやその外側ごく近傍のことであり、本実施形態に係る抵抗スポット溶接方法において特に改善対象としている、ナゲットから１ｍｍ以内の範囲全体も含む）において亜鉛が凝固して、高割れリスク領域が消滅する。
　本発明者らのシミュレーションの結果、ナゲットの形成後、加圧力を１．１×Ｐ以上の値に上昇させ、維持しながら、第２期間の長さを４２０ｍｓｅｃ以上とした場合に、高割れリスク領域に生じる引張応力はおおむね２００ＭＰａ以下に抑制されると推定された。ここで記号Ｐは、上述した通り、ナゲットの形成が完了した時点での加圧力を意味する。引張応力は、液体亜鉛が結晶粒界に侵入することを促進する。従って、高割れリスク領域における引張応力の緩和は、ＬＭＥ割れ発生の抑制に大きく寄与すると推定される。このことは、ＬＭＥ割れの発生が抑制されているという事実とよく整合する。
（第１の実施形態）
　以上の知見によって得られた、本発明の一態様に係る抵抗スポット溶接継手の製造方法（抵抗スポット溶接方法）は、
（Ｓ１）重ね合わせられた２枚以上の鋼板１１を、対向する一対の電極Ａを用いて加圧する工程と、
（Ｓ２）鋼板１１を加圧しながら電極Ａの間に通電することにより、ナゲット１３及びコロナボンド１４を形成する工程と、
（Ｓ３）鋼板１１への加圧を維持しながら電極Ａの間の電流値を０まで低下させる工程と、
を備え、１枚以上の鋼板１１を、引張強さが７８０ＭＰａ以上の高強度鋼板１１’とし、１枚以上の鋼板１１の表面に、亜鉛系めっき１２を配し、高強度鋼板１１’及び亜鉛系めっき１２を、重ね面１５において隣接させ、ナゲット１３の形成が完了した時点での電極Ａの間の電流値Ｉと、ナゲット１３の形成が完了した時点から電流値を０とした時点までの期間である第１期間における電極Ａの間の電流値の平均値Ｉａｖｅとが、０．３０×Ｉ≦Ｉａｖｅ≦０．９０×Ｉの関係を満たし、電流値を０．９０×Ｉとした時点から、電流値を０．３０×Ｉとした時点までの期間である第２期間の長さを４２０ｍｓｅｃ以上とし、且つ、第１期間における加圧力を、常に、ナゲット１３の形成が完了した時点での加圧力Ｐの１．１倍以上とする。以下に、本実施形態に係る抵抗スポット溶接継手の製造方法について詳細に説明する。
（工程Ｓ１）
　工程Ｓ１では、重ね合わせられた２枚以上の鋼板１１を、対向する一対の電極Ａを用いて加圧する。ここで、鋼板１１のうち１枚以上を、引張強さが７８０ＭＰａ以上の鋼板とする。以下、引張強さが７８０ＭＰａ以上の鋼板を高強度鋼板１１’と称する。また、鋼板１１のうち１枚以上を亜鉛系めっき鋼板とする。ここで、亜鉛系めっき１２は、高強度鋼板１１’の表面に配されてもよいし、引張強さが７８０ＭＰａ未満の鋼板の表面に配されてもよい。また、亜鉛系めっき１２は鋼板１１の片面に配されてもよいし、両面に配されてもよい。図２Ａ及び図２Ｂに例示される抵抗スポット溶接方法においては、高強度鋼板１１’は亜鉛系めっき１２を有しておらず、引張強さが７８０ＭＰａ未満の鋼板１１（低強度鋼板）がその両面に亜鉛系めっき１２を有している。
　そして、鋼板１１を重ね合わせる際、高強度鋼板１１’と亜鉛系めっき１２とを、鋼板の重ね面１５において隣接させる。ここで、高強度鋼板１１’と亜鉛系めっき１２とが隣接した状態とは、高強度鋼板１１’の表面に亜鉛系めっき１２が配された状態、及び、高強度鋼板１１’と重ね合わせられた鋼板に亜鉛系めっき１２が配され、この亜鉛系めっき１２が高強度鋼板１１’と接している状態の両方を意味する。図２Ａ及び図２Ｂに例示される抵抗スポット溶接方法においては、高強度鋼板１１’と重ね合わせられた鋼板に亜鉛系めっき１２が配することによって、高強度鋼板１１’と亜鉛系めっき１２とを、鋼板の重ね面１５において隣接させている。
　高強度鋼板１１’と亜鉛系めっき１２とを、鋼板１１の重ね面１５において隣接させるように鋼板１１を重ね合わせて抵抗スポット溶接をした場合、高強度鋼板１１’に液体亜鉛が接することとなる。これは、ＬＭＥ割れが生じる要因の一つである。本実施形態に係る抵抗スポット溶接継手は、その課題がＬＭＥ割れの抑制にあるので、高強度鋼板１１’と亜鉛系めっき１２とを、鋼板１１の重ね面１５において隣接させることとした。これにより、抵抗スポット溶接によって製造する機械部品の設計の自由度を高めることができる。
　そして、重ね合わせられた２枚以上の鋼板１１を、対向する一対の電極Ａを用いて加圧する。電極Ａの形状、及び構造などは特に限定されず、通常の抵抗スポット溶接に用いられるものを適宜用いればよい。加圧力も特に限定されず、接合対象である鋼板１１の板厚、枚数、及び材質に応じた値を、通常の範囲内で適宜設定すればよい。ナゲット１３を形成するために好ましい種々の加圧条件を、工程Ｓ１に適用することができる。また、鋼板１１の成分、金属組織、引張強さ以外の機械特性、及び形状も特に限定されず、抵抗スポット溶接継手の用途に応じて適宜選択することができる。亜鉛系めっき１２の種類も特に限定されず、溶融亜鉛めっき、合金化溶融亜鉛めっき、及び電気亜鉛めっきなどの形態を適宜選択することができる。亜鉛系めっき１２の付着量も特に限定されない。
（工程Ｓ２）
　次に、工程Ｓ２において、鋼板１１を加圧しながら電極Ａの間に通電することにより、ナゲット１３及びコロナボンド１４を形成する。
　通電時間及び電流値は特に限定されず、接合対象である鋼板１１の板厚、枚数、及び材質に応じた値を、通常の範囲内で適宜設定すればよい。なお、図３において、工程Ｓ２における電流値は、通電開始後すぐに最大値とされている。しかしながら、工程Ｓ２において電流値を漸増させて最大値に至らせてもよい（いわゆるアップスロープ通電）。また、ナゲット１３を形成するための大電流の通電（本通電）の前に、鋼板１１を予備加熱するための小電流の通電（予備通電）をしてもよい。ナゲット１３を形成するために好ましい種々の通電条件を、工程Ｓ２に適用することができる。
　また、加圧力も特に限定されず、接合対象である鋼板１１の板厚、枚数、及び材質に応じた値を、通常の範囲内で適宜設定すればよい。図３において、工程Ｓ２における加圧力は一定とされているが、これを、良好なナゲット１３を形成可能な範囲内で適宜変化させてもよい。ナゲット１３を形成するために好ましい種々の条件を、工程Ｓ２に適用することができる。また、抵抗スポット溶接装置の精度に起因して、意図せず加圧力が変動することも想定されるが、良好なナゲット１３を形成可能な範囲内で、このような加圧力の変動も許容される。
（工程Ｓ３）
　次に、工程Ｓ３において、電極Ａの間の電流値を０まで低下させる。この工程Ｓ３は、コロナボンドの内部で生じるＬＭＥ割れを抑制するために極めて重要である。通常の抵抗スポット溶接においては、通電によってナゲット１３を形成した後は、電極Ａの間の電流値をすぐに０まで低下させる。ナゲット１３に焼戻し等の熱処理をするために、ナゲット１３を形成した後で後通電をする場合があるが、この際も、一旦電流値を０又はその近傍まで低下させて、溶融金属を一部または全て凝固させてから、再通電をする。一方、本実施形態に係る抵抗スポット溶接においては、図３に示されるように、電極Ａの間の電流値を０まで低下させる際に、以下の３つの条件が満たされるようにする。
（１）ナゲット１３の形成が完了した時の電流値Ｉと、第１期間における電流値の平均値Ｉａｖｅとが、０．３０×Ｉ≦Ｉａｖｅ≦０．９０×Ｉの関係を満たすようにし、
（２）第２期間の長さを４２０ｍｓｅｃ以上とし、且つ、
（３）第１期間における加圧力を、常に、ナゲット１３の形成が完了した時点での加圧力Ｐの１．１倍以上とする
　ここで、「第１期間」とは、ナゲットの形成が完了した時点から、電流値を０とした時点までの期間である。「第２期間」とは、鋼板への加圧を維持しながら電極の間の電流値を０まで低下させる工程において、電流値を０．９０×Ｉとした時点から、電流値を０．３０×Ｉとした時点までの期間である。「ナゲット１３の形成が完了した時点」とは、工程Ｓ２において、鋼板１１の溶融部の大きさが得られるべきナゲット１３の大きさに達した時点をいう。なお、工程Ｓ２つまり本通電が完了した時点を、「ナゲット１３の形成が完了した時点」とみなしてもよい。
　本発明者らの実験結果によれば、加圧力を上昇させた状態を維持しながら、電流値を徐々に低下させることによって、コロナボンド１４におけるＬＭＥ割れを効果的に抑制することができた。この理由は、以下に述べるものであると推定される。
　ＬＭＥ割れは、高強度鋼板１１’と液体亜鉛とが接しており、且つ高強度鋼板１１’に引張応力がかけられているときに生じると考えられる。抵抗スポット溶接において、コロナボンド１４に応力が導入されるのは、主に電極Ａによって印加される加圧が解放されたときであることが知られている。また、コロナボンド１４において高強度鋼板１１’と液体亜鉛とが接しうるのは、コロナボンド１４の温度が９０７℃（亜鉛蒸気が液化する可能性がある温度）以下かつ４２０℃（液体亜鉛が凝固する可能性がある温度）以上のときである。従って、コロナボンド１４の温度が約４２０℃を下回るまで電極Ａによって印加される加圧力を１．１×Ｐ以上の値に維持することにより、高強度鋼板１１’と液体亜鉛とが接している間にコロナボンド１４に生じる引張応力を、ある程度緩和することができる。
　なお、亜鉛系めっき１２が合金化溶融亜鉛めっきである場合、めっき層中の鉄濃度が例えば１０％程度となる場合がある。このような合金化溶融亜鉛めっきの融点は約６００℃である。従って、コロナボンド１４でＬＭＥ割れが発生する下限温度は、その鋼板１１に形成された亜鉛系めっきの成分に依存することになる。純亜鉛の融点は４２０℃であり、めっき層を合金化していない溶融亜鉛めっき鋼板の使用においては、４２０℃がＬＭＥ発生の下限温度となる。しかし、溶融亜鉛めっき鋼板であっても、溶接の加熱中にいくらかの合金化が進行するため、実際のめっき層の融点は４２０℃を超えるものと考えられる。従って、鋼板及び亜鉛系めっきの種類、並びに溶接条件などによっては、ＬＭＥ発生下限温度は４５０℃、または５００℃、または５５０℃などとなることもある。
　一方、純亜鉛の沸点は９０７℃であるものの、鉄と亜鉛とが混合すると、その沸点は上昇する。しかし、鋼板の降伏強度や引張強さは、その温度が高いほど低い。従って、８００℃以上で溶接部に発生する引張応力は、実質的には２００ＭＰａを下回ると考えられる。従って、工業的に使用される高強度鋼板の範疇においては、ＬＭＥ発生上限温度が８５０℃、または８００℃などになることもある。
　しかしながら、本発明者らがスポット溶接の際の応力分布及び熱分布を詳細にシミュレーションした結果、たとえ電極Ａによって印加される加圧力を１．１×Ｐ以上に維持していたとしても、電極間の電流値を減少させる過程で、コロナボンド１４に引張応力が導入されることがわかった。これは、電極Ａの内部には常に冷媒が流通しており、通電終了後に電極Ａによって印加される加圧力を１．１×Ｐ以上に維持すると、溶接部が急冷されて収縮するからであると考えられる。溶接部はその周囲の鋼板１１によって拘束されているので、溶接部が収縮すると、溶接部はその周囲の鋼板１１によって引張応力を受けるのである。
　一方、電極Ａの間の電流値をＩ×０．９からＩ×０．３まで低下させる期間である第２期間の長さを４２０ｍｓｅｃ以上とし、且つ、０．３０×Ｉ≦Ｉａｖｅ≦０．９０×Ｉの関係を満たすようにすると、電極間の電流値を減少させる過程で、コロナボンド１４に導入される引張応力が減少することがわかった。
　第２期間の長さと、第１期間における電流値の平均値Ｉａｖｅとを上述の範囲内とした場合、電流値は、ナゲット１３の形成後に徐々に減少することになる。ここで、図５Ａ～図５Ｃに、電流値を急速に減少させた場合と、電流値を徐々に減少させた場合とにおけるコロナボンド１４の引張応力の推移を推定するシミュレーション結果を示す。解析条件として、板厚１．６ｍｍの９８０ＭＰａ級亜鉛系めっき鋼板を２枚用い、外乱条件には板間の隙間２ｍｍとクリアランス０．５ｍｍを与えた。ナゲットの形成が完了した時点での加圧力Ｐは３．９ｋＮ、第１期間における加圧力は４．５ｋＮ、電流は６ｋＡ、通電時間は３２０ｍｓｅｃとした。
　図５Ａのグラフは、通電終了後、加圧力を１．１×Ｐ以上に１０サイクル（＝０．２ｓｅｃ）保持する条件でのコロナボンドの温度と応力の経時変化を示すシミュレーション結果である。なお、グラフは、縦軸をコロナボンドの応力とし、横軸をコロナボンドの温度としている。応力はプラス側が引張応力で、マイナス側が圧縮応力を表す。図５Ａにおいては、まず電極によって鋼板が室温のまま加圧されてコロナボンドにおける引張応力が増大し、次に温度上昇に伴って引張応力が減少し、さらに温度減少に伴って引張応力が再び増大するというシミュレーション結果が示されている。温度が約７００℃まで低下した時点で、電極が解放されて引張応力が大きく増大すると予想されている。
　図５Ｂのグラフは、電極Ａの間の電流値を、ダウンスロープ３０サイクル（即ち、電流値がＩから０まで低下するのに要する時間が３０サイクル（＝６００ｍｓｅｃ））とし、及び加圧力を１．１×Ｐ以上に保持する時間を１０サイクル（＝２００ｍｓｅｃ）とした場合の応力シミュレーション結果である。この際、第２期間の長さは３６０ｍｓｅｃとした。図５Ｂにおけるコロナボンドの応力及び温度の変化は、途中までは図５Ａと同様であると予想されている。しかし図５Ｂでも、温度が約７００℃まで低下した時点で、図５Ａと比較して引張応力の増大が抑制されると予想されている。
　図５Ｃは、参考のために、図５Ａ及び図５Ｂを重ねて表示したものである。図５Ｃによれば、電流値のダウンスロープを追加することによって、シミュレーション上、冷却時の引張応力の増大が一層抑制されることが明瞭に示されている。このように、電流値を徐々に減少させた場合は、電流値を急速に減少させた場合と比較して、大幅に引張応力が低下することが、シミュレーション結果には示された。
　ナゲットの形成が完了した時点での電流値Ｉと第１期間における電流値の平均値Ｉａｖｅとが０．３０×Ｉ≦Ｉａｖｅ≦０．９０×Ｉの関係を満たし、且つ、第２期間の長さを４２０ｍｓｅｃ以上とすると、溶接部の冷却速度が低下する。また、この場合、電極Ａによる抜熱が小さくなり、溶接部からその周囲の鋼板１１への熱移動が促進される。その結果、溶接部の温度低下の際に、溶接部の収縮は緩やかとなり、その一方で、溶接部の周囲の鋼板１１による溶接部の拘束力は小さくなる。このようなメカニズムにより、溶接部における引張応力が一層低減されると本発明者らは推測している。Ｉａｖｅ及びＩが、０．４５×Ｉ≦Ｉａｖｅ≦０．８５×Ｉの関係を満たしてもよい。
　なお、本発明者らは、電極Ａの間の電流値を制御すべき期間を、電極Ａの間の電流値がＩ×０．９となってからＩ×０．３まで低下するまでと定めた。これは、電極Ａの間の電流値がＩ×０．９のときのコロナボンド１４の温度がおおむね亜鉛の沸点と一致し、電極Ａの間の電流値がＩ×０．３のときにコロナボンド１４の温度がおおむね亜鉛の融点と一致すると推定されるからである。この推定に基づけば、第２期間は、ＬＭＥ割れを生じさせる溶融亜鉛がナゲット１３の周囲に存在する期間である。現実に、このように定められた第２期間の長さを制御することで、コロナボンドにおけるＬＭＥ割れの抑制効果が確認された。
　また、本発明者らの実験結果によれば、第２期間が長いほどコロナボンド１４におけるＬＭＥ割れの発生頻度が低下した。そのため、第２期間の長さを４５０ｍｓｅｃ、４８０ｍｓｅｃ以上、５００ｍｓｅｃ以上、６００ｍｓｅｃ以上、又は８００ｍｓｅｃ以上と規定してもよい。
　また、鋼板の板厚が大きいほど、第２期間を長くすることが好ましい。そのため、鋼板の板厚に応じて第２期間の長さを定めてもよい。例えば、単位ｍｍでの鋼板の合計板厚の１／２の値を「ｔｍ」と定義した場合、第２期間の長さを、単位ｍｓｅｃで２６５×ｔｍ以上、かつ４２０ｍｓｅｃ以上と定めてもよい。換言すると、第２期間の長さの下限値を、板厚に応じた下限値である２６５×ｔｍ（ｍｓｅｃ）、及び上述した下限値である４２０ｍｓｅｃのうち長い方にしてもよい。
　第１期間における加圧力は、常に１．１×Ｐ以上とされる。加圧力が１．１×Ｐを下回る期間が第１期間に含まれる場合、溶接部への引張応力の導入が生じ、ＬＭＥ割れが促進されると予想されるからである。第１期間における加圧力は、図３及び図４に例示されるように、ナゲットを形成する工程Ｓ２の終了と同時に１．１×Ｐ以上の値に上昇させ、それから一定値に保持してもよい。一方、ナゲットを形成する工程Ｓ２の終了と同時に１．１×Ｐ以上の値に上昇させた後、１．１×Ｐ以上の範囲内で、加圧力が第１期間中に変動することも許容される。
　鋼板への加圧を１．１×Ｐ以上に維持しながら電極の間の電流値を０まで低下させる工程Ｓ３において、電流値の減少速度は、図３に示されるように一定であってもよいし、変動があってもよい。液体亜鉛が存在しうる期間において引張応力を低減するためには、所定以上の時間をかけて電流値を低下させれば足りるからである。
　例えば、図４の階段状グラフに示されるように、電流値を減少させる際に、電流値を一定にする時間を設けてもよい。具体的には、電極の間の電流値を０まで低下させる際に、電極の間の電流値を、Ｉ×０．９からＩ×０．３までの範囲内において単位ｍｓｅｃで２６５×ｔｍ以上、かつ４２０ｍｓｅｃ以上の間、一定値に保持することと定めてもよい。換言すると、第２期間の長さの下限値を、板厚に応じた下限値である２６５×ｔｍ（ｍｓｅｃ）、及び上述した下限値である４２０ｍｓｅｃのうち長い方にしてもよい。第１の期間における電流を例えば前半をＩ×０．８、後半をＩ×０．６というように２つ、または３つ以上に区分しても良い。ただし、例えばナゲット１３を形成する本通電と、ナゲット１３を一旦冷却してから再加熱する後通電とを含む溶接条件において、本通電後に溶接部を急冷し、後通電後に上述の如く溶接部を徐冷することは許容されない。本通電後の急冷の際にＬＭＥ割れが発生するからである。即ち、ナゲット１３を形成してから、最初に電流値をＩ×０．９以下にした際に、上述の条件による徐冷が行われる必要がある。
（工程Ｓ４）
　本実施形態に係る抵抗スポット溶接方法はさらに、鋼板への加圧を１．１×Ｐ以上に維持しながら電極の間の電流値を０まで低下させる工程Ｓ３に引き続き、電極Ａの間の電流値を０にした状態で、電極Ａによる加圧力を０．８×Ｐ以上に保持する工程Ｓ４（いわゆる保持時間）を含んでもよい。これにより、コロナボンド１４やその外側におけるＬＭＥ割れを抑制することができるので、ＬＭＥ割れの防止を一層確実なものとすることができる。
　外乱が実際の生産において想定以上に大きくなった場合、ナゲット形成後、第１期間の長さを４２０ｍｓｅｃ以上としても、コロナボンドの温度が４２０℃を下回らない可能性がある。そうした場合、電流値が０になった直後に電極解放すると、ＬＭＥ割れがコロナボンド１４、及びコロナボンド１４の外側で発生する可能性がある。第１期間の経過後に、電極を完全に解放せず、上述の通り加圧力を０．８×Ｐ以上に保持することにより、液体亜鉛が残存した状態で加圧が解放されて引張応力が導入されることを、一層確実に回避できると考えられる。
　工程Ｓ４においては、電極Ａの間の電流値を０にした後で加圧力を０．８×Ｐ以上に保持する期間の長さを、０．０４ｓｅｃ（４０ｍｓｅｃ）以上とすることが好ましい。ＬＭＥ割れを抑制する観点からは、保持時間は長いほど好ましいと考えられる。そのため、工程Ｓ４において加圧力を０．８×Ｐ以上に保持する時間を０．０４ｓｅｃ（４０ｍｓｅｃ）以上、０．０６ｓｅｃ（６０ｍｓｅｃ）以上、又は０．０８ｓｅｃ（８０ｍｓｅｃ）以上としてもよい。しかしながら、保持時間を長くし過ぎると、ＬＭＥ割れ抑制効果が飽和する一方で、溶接効率が低下する。さらには、加圧力を０．８×Ｐ以上に維持する時間を４００ｍｓｅｃ超とすると、電極解放後に、電流を低下する過程で焼きが入ったナゲットのオートテンパー（自己焼戻し）が進まず、継手強度や耐水素脆化特性が低下する可能性がある。従って、工程Ｓ４において加圧力を０．８×Ｐ以上に保持する時間を０．４ｓｅｃ（４００ｍｓｅｃ）以下、０．３ｓｅｃ（３００ｍｓｅｃ）以下、又は０．２ｓｅｃ（２００ｍｓｅｃ）以下としてもよい。
　工程Ｓ４においては、加圧力を０．９×Ｐ以上、１．０×Ｐ以上、１．１×Ｐ以上、又は１．２×Ｐ以上に維持してもよい。また、工程Ｓ４においては、加圧力を、図３に例示されるように一定値としてもよい。一方、０．８×Ｐ以上の範囲内で、加圧力が保持期間中に変動することも許容される。
　次に、本発明の別の態様に係る抵抗スポット溶接継手について説明する。本発明の別の態様に係る抵抗スポット溶接継手１は、重ね合わされた複数の鋼板１１と、鋼板１１を接合するナゲット１３、並びに、ナゲット１３の周囲に形成されたコロナボンド１４及び熱影響部１６を有する溶接部と、を備える抵抗スポット溶接継手であって、複数の鋼板１１のうち１枚以上が、引張強さが７８０ＭＰａ以上の高強度鋼板１１’であり、複数の鋼板１１のうち１枚以上が、亜鉛系めっき１２を有するめっき鋼板１１であり、高強度鋼板１１’及び亜鉛系めっき１２が、重ね面１５において隣接され、熱影響部１６の直径が、ナゲット１３の直径の１．５倍以上であり、熱影響部１６には、円相当径が０．１μｍ以上の炭化物が４０個／１００μｍ２以上分布し、コロナボンド１４内において、亜鉛系めっき１２のη相の量が２０面積％以下である。
　本実施形態に係る抵抗スポット溶接継手１は、重ね合わされた複数の鋼板１１を有し、これらのうち１枚以上が、引張強さが７８０ＭＰａ以上の高強度鋼板１１’とされる。鋼板１１の成分、金属組織、引張強さ以外の機械特性、及び形状は特に限定されず、抵抗スポット溶接継手の用途に応じて適宜選択することができる。
　本実施形態に係る抵抗スポット溶接継手１では、１枚以上の鋼板１１が、その表面に亜鉛系めっき１２を有する。亜鉛系めっき１２の種類も特に限定されず、溶融亜鉛めっき、合金化溶融亜鉛めっき、及び電気亜鉛めっきなどの形態を適宜選択することができる。亜鉛系めっき１２の付着量も特に限定されない。
　本実施形態に係る抵抗スポット溶接継手１では、高強度鋼板１１’及び亜鉛系めっき１２が、１以上の重ね面１５において隣接される。ここで、高強度鋼板１１’と亜鉛系めっき１２とが隣接した状態とは、
（ａ）高強度鋼板１１’がその表面に亜鉛系めっき１２を有する状態、及び、
（ｂ）高強度鋼板１１’と重ね合わせられた引張強さ７８０ＭＰａ未満の鋼板が亜鉛系めっき１２を有し、この亜鉛系めっき１２が高強度鋼板１１’と接している状態
の両方を意味する。
　本実施形態に係る抵抗スポット溶接継手１は、鋼板１１を接合するナゲット１３、並びに、ナゲット１３の周囲に形成されたコロナボンド１４、及び熱影響部（ＨＡＺ）１６を有する溶接部１７を備える。
　この溶接部１７において、熱影響部１６の直径が、ナゲット１３の直径の１．５倍以上とされる。ここで、熱影響部１６及びナゲット１３の直径とは、鋼板１１の板面に垂直かつナゲット１３の中心を通る切断面において観察される値である。さらに、この熱影響部１６には、円相当径が０．１μｍ以上の炭化物が４０個／１００μｍ２以上分布する。加えて、本実施形態に係る抵抗スポット溶接継手１のコロナボンド１４においては、亜鉛系めっきのη相の量が、２０面積％以下である。亜鉛系めっき１２のη相とは、Ｚｎを主体とし、Ｆｅなどの他の元素が固溶状態で含まれている相を意味する。
　上述したように、本実施形態に係る抵抗スポット溶接継手１の製造方法では、ナゲットを形成する通電をした後で、電流値をＩ×０．９からＩ×０．３まで低下させる期間（即ち第２期間）が、通常の抵抗スポット溶接よりも長くされる。こうした条件で抵抗スポット溶接をすると、従来よりも入熱が増大し、熱影響部１６（溶接中に、温度がＡｃ１点以上融点以下に到達した領域）の直径が拡大する。さらには、電極解放後の冷却速度が緩やかとなるため、冷却中に熱影響部１６に形成されるマルテンサイトにおいてオートテンパー（自己焼戻し）が進行する。その結果、熱影響部１６には、円相当径が０．１μｍ以上の炭化物が分布し、密度が４０個／１００μｍ２以上になる。加えて、こうした条件で抵抗スポット溶接をすると、従来よりも入熱が増大し、亜鉛系めっきと鋼板との合金化が進展する。その結果、コロナボンド１４において、亜鉛を主体とするη相の量が２０面積％以下となる。換言すると、熱影響部１６の大きさ、熱影響部１６が有する円相当径０．１μｍ以上の炭化物の個数密度、及びコロナボンド１４における亜鉛系めっきのη相の量が上述の範囲内である抵抗スポット溶接継手は、上述した本実施形態に係る抵抗スポット溶接継手の製造方法によって得られたものと推定される。炭化物の分布密度は、好ましくは、４５個／１００μｍ２以上、さらに好ましくは５０個／１００μｍ２以上である。
　熱影響部１６の直径及び、ナゲット１３の直径の測定方法は、以下の通りである。まず、ナゲット１３の中心を通り且つ板面に垂直な面で、抵抗スポット溶接継手を切断する。次いで、断面を研磨し、ピクリン酸水溶液を用いて研磨面を腐食させる。これにより、ナゲット１３及び熱影響部１６の外縁が視認できるようになる。光学顕微鏡を用い、腐食面を１０～５０倍の範囲で適宜拡大して観察することにより、熱影響部１６の直径及び、ナゲット１３の直径を測定することができる。
　熱影響部１６における円相当径が０．１μｍ以上の炭化物の個数密度の測定方法は、以下の通りである。ナゲット１３等の直径の測定手順と同様に、抵抗スポット溶接継手を切断し、その断面を研磨して、腐食させる。腐食面における熱影響部１６内の５μｍ×５μｍの測定領域１０か所を選択して、走査型電子顕微鏡（ＳＥＭ）を用いて、倍率２０，０００倍の写真を撮影する。炭化物は、このＳＥＭ写真において容易に視認することができる。そこで、画像処理装置を用いて、上述の測定領域に含まれる炭化物それぞれの面積を測定する。そして、炭化物の形状が円であるとみなして、炭化物の面積から、炭化物それぞれの直径を算出する。そして、直径が０．１μｍ以上の炭化物の個数をカウントし、この個数を測定領域の合計面積で割ることによって、炭化物の個数密度を得ることができる。コロナボンド１４における亜鉛系めっき１２のη相の面積率の測定方法は、以下の通りである。ＳＥＭ－ＥＤＳにより溶接部断面におけるコロナボンドのＺｎ、Ｆｅ元素分布像を撮影する。その像におけるη相を、Ｚｎ濃度が９５％以上、かつＦｅ濃度が５％以下の領域と定義する。この定義を満たす部分とそれ以外の部分を画像解析ソフトにより二値化し、コロナボンド内めっき層に占めるη相の面積率を算出する。η相の面積率はコロナボンドの全域に渡って測定しても良いし、例えば、コロナボンドの両端と中央というように代表的な箇所を３か所、またはそれ以上選択して測定しても良い。
　本実施形態に係る抵抗スポット溶接継手１は、以下に挙げる要件のうちいずれか１つ以上が満たされてもよい。
１：溶接部１７の肩部１８の盛り上がり部が、この盛り上がり部が形成された鋼板１１の表面よりも０．１ｍｍ以上外側に出ている。
　抵抗スポット溶接時に外乱が存在すると、この外縁において鋼板１１の肩部１８が若干盛り上がることとなる。溶接部１７の肩部１８とは、溶接部１７を鋼板の厚さ方向に沿って切断した面における、この圧痕部（インデンテーション）の外縁のことである（図２Ｂ参照）。抵抗スポット溶接時に外乱がない場合、肩部１８は、図２Ｂに記載されるほどは盛り上がらない。しかし抵抗スポット溶接時に外乱が存在すると、肩部１８に、電極Ａの加圧に起因する顕著な盛り上がり部が形成される（例えば図６Ａの断面写真参照）。
　切断面において、肩部１８は４個所ある。これら肩部１８における盛り上がり部の大きさの評価は、この盛り上がり部が形成されている鋼板１１の表面を基準として評価される。具体的な盛りあがり部の大きさの測定方法は以下の通りである。鋼板の板面に垂直であり、ナゲットの中心を通り、かつ溶接部の肩部の盛りあがり部が最も大きい箇所を通る切断面を作成する。測定はこの切断面において行われる。溶接部１７の外側における、盛りあがり部が形成された鋼板の表面に沿った仮想線を、切断面の写真に記入する。そして、盛りあがり部の頂点と仮想線との距離を測定する。この距離が０．１ｍｍ以上である場合、溶接部１７の肩部１８の盛り上がり部が、盛り上がり部が形成された第１の鋼材１１の表面よりも０．１ｍｍ以上外側に出ていると判定される。当然のことながら、評価対象となる盛りあがり部が形成されている鋼板表面とは別の鋼板表面を、盛りあがり部の大きさを評価する際のベースラインとして用いてはならない。
２：ナゲット１３の長径方向と、溶接部１７の周辺における鋼板１１の表面とがなす角度が２°以上である。
　ナゲット１３の長径方向とは、ナゲット１３の外縁を楕円とみなした場合の、楕円の長軸に平行な方向を意味する。この長軸の傾きが、外乱によって生じたナゲット１３の傾きである。長軸の傾きは、溶接部の周辺（具体的には、溶接部１７の熱影響部１６の外縁から２０ｍｍ以内の領域）における鋼板の表面を基準にして測定する。即ち、溶接部の周辺における鋼板の表面と、ナゲット１３の長径方向とがなす角度を、ナゲット１３の傾きを評価する値として用いる。ナゲット１３の形状が略楕円形状でない場合には、溶接部の断面においてナゲット径が最大となる個所に直線を引き、その直線と溶接部周辺の鋼板表面との角度を、ナゲット１３の傾きとみなす。溶接部１７から離れた箇所の鋼板表面を基準とした場合、鋼板の歪みがナゲット１３の傾きの評価結果に影響するおそれがある。ナゲット１３の長径方向と、溶接部１７の周辺の鋼板１１の表面とがなす角度とは、鋼板の板面に垂直であり、ナゲットの中心を通る切断面において測定される値である。
３：高強度鋼板１１’及び亜鉛系めっき１２が隣接した重ね面１５において、シートセパレーションが０．３ｍｍ以上である。
　ここで、シートセパレーションとは、重ね面１５に生じた、鋼板１１同士の隙間の大きさであり、鋼板１１の板面に垂直であり、ナゲット１３の中心を通る切断面において、コロナボンド１４の端部から２ｍｍ離れた個所で測定される値と定義する。
　上述したように、抵抗スポット溶接の際の外乱が、溶接部における引張応力を増大させ、ＬＭＥ割れを促進する。また、外乱は、上述した鋼板１１の表面の盛りあがり、ナゲット１３の傾き、及び／又はシートセパレーションを生じさせる。従って、上述の３つの要件のうち１つ以上を満たす抵抗スポット溶接継手１は、外乱があり、ＬＭＥ割れが生じやすい条件で形成されたものであるといえる。通常の抵抗スポット溶接継手の製造において、このような外乱が存在すると、ＬＭＥ割れが発生し、これにより得られた継手は機械部品としての体をなさないと推定される。しかしながら、本実施形態に係る抵抗スポット溶接継手１は、熱影響部１６が有する所定の円相当径の炭化物の個数密度が上述の範囲内となるような条件で形成されたものであるので、ＬＭＥ割れが生じない。従って、上述の要件のうち１つ以上を満たす本実施形態に係る抵抗スポット溶接継手は、通常の抵抗スポット溶接継手に対する一層の優位性を有するといえる。
　実施例により本発明の一態様の効果を更に具体的に説明する。ただし、実施例での条件は、本発明の実施可能性及び効果を確認するために採用した一条件例に過ぎない。本発明は、この一条件例に限定されない。本発明は、本発明の要旨を逸脱せず、本発明の目的を達成する限り、種々の条件を採用し得る。
（実施例１）
　重ね合わせられた２枚の鋼板を、対向する一対の電極を用いて加圧する工程と、前記鋼板を加圧しながら前記電極の間に通電することにより、ナゲット及びコロナボンドを形成する工程と、前記鋼板への加圧を維持しながら前記電極の間の電流値を０まで低下させる工程と、を含む抵抗スポット溶接によって、種々の抵抗スポット溶接継手を製造した。
　鋼板は略水平に配置し、一対の電極はこの鋼板を挟むように配置した。鋼板の上に配された電極を可動電極とし、鋼板の下に配された電極を固定電極とし、上方の電極を下方の電極に向けて移動させることにより、鋼板を加圧した。通電の開始にあたっては、電流値を瞬間的に所定値まで上昇させ、その後ナゲット完成まで電流値を一定に維持した。
　その他の溶接条件は以下に示す。打角とは、可動電極の軸方向と、鋼板の表面に垂直な方向とがなす角度である。クリアランスとは、特許文献４段落００２１の（ｂ）、及び図５に記載された外乱のことである。打角及びクリアランスは抵抗スポット溶接の外乱要素であり、ＬＭＥ割れを生じさせる要因である。打角及びクリアランスを以下に説明するように設定することにより、ＬＭＥ割れが生じやすいようにした。加圧力は、ナゲット形成後、以下に記載の期間においてＰのまま保持した。
・溶接機：サーボ加圧定置式溶接機　単相交流（周波数５０ｋＨｚ）
・電極：ドームラジアス（ＤＲ）Ｃｒ－Ｃｕ
・電極先端の形状：φ６ｍｍ　Ｒ４０ｍｍ
・ナゲットの形成が完了した時点での加圧力Ｐ：３．９ｋＮ
・ナゲットの形成が完了した時点での電流値Ｉ：６ｋＡ（４√ｔ以下のナゲットを形成する条件）ここで、ｔは、重ね合わせた鋼板の中で最も薄い板厚（ｍｍ）である。
・ナゲットを形成する際の通電時間：１５サイクル（０．３ｓｅｃ）
・電流がゼロとなった時点からの、加圧力の保持時間：４サイクル又は９９サイクル（０．０８ｓｅｃ、又は１．９８ｓｅｃ）
・打角：３°
・クリアランス：０．３ｍｍ
・鋼板の種類：２枚とも合金化溶融亜鉛めっき（ＧＡ）９８０ＭＰａ級鋼（重ね面において９８０ＭＰａの高強度鋼板と合金化亜鉛めっきとが接した）
・鋼板の厚さ：２枚とも１．６ｍｍ（ｔｍ＝１．６）
・ナゲットを形成した後の第２期間の長さを、０～５００ｍｓｅｃの範囲で変化させた。
・ナゲットを形成した後の加圧力Ｐ’を、Ｐの１．０倍から１．４倍の範囲で変化させた。
　１条件につき１０回ずつ抵抗スポット溶接を実施した。これにより得られた抵抗スポット溶接継手を、ナゲットの中心を通り鋼板表面に垂直な面で切断し、断面を適宜調製し、光学顕微鏡で観察した。観察結果を図６Ａ及び図６Ｂに示す。
　電極の間の電流値を０まで低下させる際に、電極の間の電流値をＩ×０．９からＩ×０．３まで低下させる期間（即ち第２期間）の長さを４２０ｍｓｅｃ未満とした比較例の抵抗スポット溶接においては、ＬＭＥ割れの発生が散見された。この期間の長さが短いほど、ＬＭＥ割れの発生頻度が高くなる傾向がみられた。一方、電極の間の電流値を０まで低下させる際に、第２期間の長さを４２０ｍｓｅｃ以上とした発明例の抵抗スポット溶接によれば、ＬＭＥ割れを抑制することができた。
　本発明例のうち、第２期間の長さが４２０ｍｓｅｃの条件によって得られた抵抗スポット溶接継手について、詳細な観察を行った。具体的には、熱影響部の直径とナゲットの直径との比率、熱影響部における円相当径が０．１μｍ以上の炭化物の個数密度、溶接部肩部の盛り上がり部の大きさ、ナゲットの長径方向と溶接部に隣接する重ね面との角度、及びシートセパレーションを評価した。
　シートセパレーション、ナゲットの長径方向と溶接部に隣接する鋼板の片側の表面との角度、及び溶接部肩部の盛り上がり部の高さは、スポット溶接部のナゲットの中心を通り、溶接部肩部の盛り上がり部が最も大きいところを通り、板面に垂直な面で抵抗スポット溶接継手を切断し、断面を研磨し、ピクリン酸水溶液を用いて研磨面を腐食させ、光学顕微鏡を用い、腐食面を１０～５０倍の範囲で適宜拡大して観察することにより計測した。なお、外観目視で、溶接部肩部の盛り上がりがない場合は、スポット溶接部のナゲットの中心を通り、板面に垂直な任意の面でナゲットを切断して上述の測定を行えばよい。
　熱影響部の大きさ、及びナゲット径（直径）は、上述の手順で作成した腐食面を光学顕微鏡で観察することによって測定した。
　円相当径が０．１μｍ以上の炭化物の密度は、走査型電子顕微鏡（ＳＥＭ）を用い、上述の手順で作成した腐食面における熱影響部内の５μｍ×５μｍの領域１０か所を選択して２０，０００倍に拡大して撮影した画像から求めた。ここで、測定視野に含まれる各炭化物の円相当径は、画像処理装置を用いて個々の炭化物の面積を求め、その値から円相当径を算出することにより求めた。そして、円相当径が０．１μｍ以上の炭化物を特定し、これらの総個数を、撮影した領域の総面積で割って、炭化物の分布密度を算出した。
　その結果、シートセパレーションは、０．１４ｍｍであった。ナゲットの長径方向と溶接部に隣接する鋼板母材法線との角度は、３°であった。溶接部肩部の盛り上がり部の高さは、０．１６ｍｍであった。熱影響部径／ナゲット径が２．３であり、粒径０．１μｍ以上の炭化物の密度が５５個／１００μｍ２であった。本発明の抵抗スポット溶接継手は、溶接部肩部の盛りあがり、ナゲットの傾き、及びシートセパレーションが生じているので、ＬＭＥ割れが生じやすい外乱条件で形成されたものといえるが、コロナボンドにＬＭＥ割れがない継手である。
（実施例２）
　表１に記載の合金化溶融亜鉛めっき鋼板に対して、表２に記載の条件によって、種々の抵抗スポット溶接継手を製造した。なお、いずれの溶接継手においても、２枚の鋼板の種類は同一とした。また、１条件につき１０回の抵抗スポット溶接を実施した。通電プロファイルは、図４に例示されるような階段状のものとした。即ち、二段目の通電における電流値は一定とした。そして、製造された抵抗スポット溶接継手における、ＬＭＥ割れが生じたナゲットの個数を確認し、表２に記載した。さらに、コロナボンド内の亜鉛系めっきのη面積率も測定して、表１に記載した。
　なお、表２の「電流Ｉ」は、「ナゲットの形成が完了した時点での電極の間の電流値Ｉ」にあたる。表２の「二段目の加圧力」は、「第１期間における加圧力」にあたる。表２の「二段目の電流」は、「第１期間における電極の間の電流値の平均値Ｉａｖｅ」にあたる。表２の「二段目の通電時間」は、「第２期間の長さ」にあたる。表２に記載されていない溶接条件は、上述の実施例１に準じた。Ｓ４工程の長さ、すなわち保持時間は１０サイクル（２００ｍｓｅｃ）とした。　また、表２の「熱影響部内の炭化物の個数密度」とは、円相当径が０．１μｍ以上の炭化物の個数密度のことである。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　条件４、及び条件８は、
（１）ナゲットの形成が完了した時点での電極の間の電流値Ｉと、第１期間における電極の間の電流値の平均値Ｉａｖｅとが、０．３０×Ｉ≦Ｉａｖｅ≦０．９０×Ｉの関係を満たし、
（２）第２期間の長さを４２０ｍｓｅｃ以上とし、且つ、
（３）第１期間における加圧力を、ナゲットの形成が完了した時点での加圧力Ｐの１．１倍以上とする
という要件を満たす溶接条件である。これら条件４及び条件８によって得られた抵抗スポット溶接継手において、割れ数が０であった。即ち、上述の要件（１）～（３）を満たす抵抗スポット溶接継手の製造方法は、亜鉛系めっきと高強度鋼板とが重ね面において隣接しているにもかかわらず、コロナボンドにおけるＬＭＥ割れの発生がない抵抗スポット溶接継手を製造することができた。なお、条件４又は条件８によって得られた抵抗スポット溶接継手においては、
（Ａ）熱影響部の直径がナゲットの直径の１．５倍以上であり、
（Ｂ）熱影響部には円相当径が０．１μｍ以上の炭化物が４０個／１００μｍ２以上分布し、
（Ｃ）コロナボンド内において亜鉛系めっきのη相の量が２０面積％以下であった。
　一方、その他の溶接条件は、上述の要件（１）～（３）のうち１以上を満たさなかった。
　具体的には、条件１は、二段目の加圧力（即ち第１期間における加圧力）、及び二段目の通電時間（即ち第２期間の長さ）の両方が不足しており、上述の要件（２）及び（３）を満たさなかった。
　条件２は、二段目の通電時間（即ち第２期間の長さ）が不足しており、上述の要件（２）を満たさなかった。
　条件３は、二段目の通電時間（即ち第２期間の長さ）が不足しており、上述の要件（２）を満たさなかった。
　条件５は、二段目の電流（即ち第１期間における電極の間の電流値の平均値Ｉａｖｅ）が不足しており、上述の要件（１）を満たさなかった。
　条件６は、二段目の加圧力（即ち第１期間における加圧力）、及び二段目の通電時間（即ち第２期間の長さ）の両方が不足しており、上述の要件（２）及び（３）を満たさなかった。
　条件７は、二段目の通電時間（即ち第２期間の長さ）が不足しており、上述の要件（２）を満たさなかった。
　これら条件によって得られた抵抗スポット溶接継手においては、ＬＭＥ割れが発生した。なお、これら条件によって得られた抵抗スポット溶接継手においては、（Ａ）熱影響部の直径、（Ｂ）熱影響部における炭化物の個数密度、及び（Ｃ）コロナボンド内のη相の量のうちいずれか１以上が、本発明の範囲外であった。
　本発明によれば、亜鉛系めっきと高強度鋼板とが重ね面において隣接しているにもかかわらず、コロナボンドにおけるＬＭＥ割れの発生がない抵抗スポット溶接継手、及び抵抗スポット溶接継手の製造方法を提供することができる。従って、本発明は高い産業上の理由可能性を有する。
１　　　抵抗スポット溶接継手
１１　　鋼板
１１’　高強度鋼板
１２　　亜鉛系めっき
１３　　ナゲット
１４　　コロナボンド
１５　　重ね面
１６　　熱影響部（ＨＡＺ）
１７　　溶接部
１８　　肩部
Ａ　　　電極
Ｃ　　　ＬＭＥ割れ

Claims (7)

  1. 　重ね合わされた複数の鋼板と、
    　前記鋼板を接合するナゲット、並びに、前記ナゲットの周囲に形成されたコロナボンド及び熱影響部を有する溶接部と、
    を備える抵抗スポット溶接継手であって、
    　前記複数の鋼板のうち１枚以上が、引張強さが７８０ＭＰａ以上の高強度鋼板であり、
    　前記複数の鋼板のうち１枚以上が、亜鉛系めっきを有するめっき鋼板であり、
    　前記高強度鋼板及び前記亜鉛系めっきが、重ね面において隣接され、
    　前記熱影響部の直径が、前記ナゲットの直径の１．５倍以上であり、
    　前記熱影響部には、円相当径が０．１μｍ以上の炭化物が４０個／１００μｍ２以上分布し、
    　前記コロナボンド内において、前記亜鉛系めっきのη相の量が２０面積％以下である
    抵抗スポット溶接継手。
  2. 　以下の３つの要件のうちいずれか１つ以上を満たすことを特徴とする請求項１に記載の抵抗スポット溶接継手。
    　１：溶接部肩部の盛り上がり部が、前記盛り上がり部が形成された前記鋼板の表面よりも０．１ｍｍ以上外側に出ている。
    　２：前記ナゲットの長径方向と、前記溶接部の周辺における前記鋼板の表面との角度が２°以上である。
    　３：前記高強度鋼板及び前記亜鉛系めっきが隣接した前記重ね面におけるシートセパレーションが０．３ｍｍ以上である。
  3. 　重ね合わせられた複数の鋼板を、対向する一対の電極を用いて加圧する工程と、
    　前記鋼板を加圧しながら前記電極の間に通電することにより、ナゲット及びコロナボンドを形成する工程と、
    　前記鋼板への加圧を維持しながら前記電極の間の電流値を０まで低下させる工程と、
    を備え、
    　前記複数の鋼板のうち１枚以上が、亜鉛系めっきを有し、
    　前記複数の鋼板のうち１枚以上が、引張強さが７８０ＭＰａ以上の高強度鋼板であり、
    　前記高強度鋼板及び前記亜鉛系めっきを、重ね面において隣接させ、
    　前記ナゲットの形成が完了した時点での前記電極の間の電流値Ｉと、前記ナゲットの形成が完了した前記時点から前記電流値を０とした時点までの期間である第１期間における前記電極の間の電流値の平均値Ｉａｖｅとが、０．３０×Ｉ≦Ｉａｖｅ≦０．９０×Ｉの関係を満たし、
    　前記電流値を０．９０×Ｉとした時点から、前記電流値を０．３０×Ｉとした時点までの期間である第２期間の長さを４２０ｍｓｅｃ以上とし、且つ、
    　前記第１期間における加圧力を、前記ナゲットの形成が完了した前記時点での加圧力Ｐの１．１倍以上とする
    抵抗スポット溶接継手の製造方法。
  4. 　前記鋼板の、単位ｍｍでの合計板厚の１／２を、ｔｍと定義し、
    　前記電極の間の前記電流値を０まで低下させる際に、前記電極の間の電流値を、Ｉ×０．９からＩ×０．３までの範囲内において、単位ｍｓｅｃで２６５×ｔｍ以上、かつ４２０ｍｓｅｃ以上の間、一定値に保持する
    ことを特徴とする請求項３に記載の抵抗スポット溶接継手の製造方法。
  5. 　前記電極の間の前記電流値を０まで低下させる工程の後に、
    　前記電極の間の前記電流値を０にした状態で、０．０４ｓｅｃ以上０．４ｓｅｃ以下、前記加圧力を０．８×Ｐ以上に保持する工程をさらに備える
    ことを特徴とする請求項３または４に記載の抵抗スポット溶接継手の製造方法。
  6. 　前記Ｉａｖｅ及び前記Ｉが、０．４５×Ｉ≦Ｉａｖｅ≦０．８５×Ｉの関係を満たす
    ことを特徴とする請求項３～５のいずれか一項に記載の抵抗スポット溶接継手の製造方法。
  7. 　前記鋼板の、単位ｍｍでの合計板厚の１／２を、ｔｍと定義し、
    　前記第２期間の長さを、単位ｍｓｅｃで２６５×ｔｍ以上、かつ４２０ｍｓｅｃ以上とする
    ことを特徴とする請求項３～６のいずれか一項に記載の抵抗スポット溶接継手の製造方法。
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