CN105263663B - 点焊接头以及点焊方法 - Google Patents

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Abstract

本发明通过得到下述点焊接头来提高所形成的点焊接头的十字拉伸力，所述点焊接头为通过使多片钢板(1A、1B)重合并进行点焊而形成的点焊接头，所述多片钢板中的至少一片钢板是抗拉强度为750(MPa)～2500(MPa)的高强度钢板，所述高强度钢板的碳当量Ceq为0.20质量％～0.55质量％，在从焊接痕的中心通过并且沿着钢板(1A、1B)的板厚方向切开的截面处的热影响部(4)内的正方形区域(103)内，最长部的长度为0.1(μm)以上的铁系碳化物存在10个以上。

Description

点焊接头以及点焊方法
技术领域
本发明涉及通过使多片钢板重合并进行点焊而形成的接头。
背景技术
近年来，在汽车领域中，为了实现低燃料消耗量化和CO2排放量的削减，需要将车身轻量化。另外，为了提高膨胀安全性，需要将车身部件高强度化。为了满足这些要求，在车身、部件等处使用高强度钢板是有效的。车身的组装、部件的安装等主要使用了点焊。在对至少包括一片抗拉强度为750MPa以上的钢板的多片钢板进行点焊的情况下，焊接接头的强度成为问题。
对于使多片钢板重合并进行点焊而形成的接头(以下也称为“点焊接头”)而言，抗拉强度是重要的特性。上述抗拉强度有在剪切方向负载拉伸载荷而测定的拉伸剪切力(TSS)和在剥离方向负载拉伸载荷而测定的十字拉伸力(CTS)。另外，拉伸剪切力和十字拉伸力的测定方法在JIS Z 3136，JIS Z 3137中进行了规定。
由抗拉强度为270MPa～600MPa的多片钢板形成的点焊接头的CTS伴随钢板的强度的增加而增加。因此，由抗拉强度为270MPa～600MPa的钢板形成的点焊接头不易产生与接头强度相关的问题。但是，对于由至少包括一片抗拉强度为750MPa以上的钢板的多片钢板形成的点焊接头处的CTS而言，尽管钢板的抗拉强度增加，其也不增加或减少。
通常，对于由至少包括一片抗拉强度为750MPa以上的钢板的多片钢板形成的点焊接头而言，CTS易于降低。其理由是由于变形能力的降低而对焊接部的应力集中增高、由于对焊接部淬火而焊接部的韧性降低。因此，需要提高由至少包括一片抗拉强度为750MPa以上的钢板的多片钢板形成的点焊接头处的CTS。
作为确保由至少包括一片抗拉强度为750MPa以上的钢板的多片钢板 形成的点焊接头处的强度和韧性的方法，有在主通电之后进行后通电的两阶段通电方法。
专利文献1公开了下述方法：在自主通电结束起经过一定时间后，进行回火通电，由此对点焊接头(焊点部以及热影响部)进行退火，由此使硬度降低。
但是，该方法在进行回火通电之前，需要使得马氏体相变大致完成。因此，在主通电结束后，需要冷却长时间。进而，在该方法中，焊点软化而剪切力降低。
另外，作为确保由至少包括一片抗拉强度为750MPa以上的钢板的多片钢板形成的点焊接头处的强度和韧性的方法，有在焊接后通过除了焊接之外的其他加热手段来加热焊接部的方法。专利文献2公开了在焊接后通过高频加热焊接部来进行回火处理的方法。
但是，该方法在焊接后需要别的工序，作业工序变得繁杂。另外，该方法需要用于利用高频的特殊装置。进而，就该方法而言，焊点软化而剪切力降低。
另外，专利文献3公开了在通过主焊接形成焊点后以主焊接电流以上的电流进行后通电的方法。
但是，就该方法而言，在延长后通电时间的情况下，仅仅焊点直径扩大，组织与通常的焊接相同。
专利文献4公开了对抗拉强度为440MPa以上的钢板进行点焊的方法。该方法限定钢板的成分组成为C×P≤0.0025、P：0.015％以下、S：0.01％以下。而且，在焊接后，对焊接部实施300℃×20分左右的热处理。
但是，该方法可适用的钢板受到限定。进而，该方法在焊接上需要长时间，从而生产率低。
专利文献5公开了对焊点外层区域的微组织和微组织中的碳化物的平均粒径以及个数密度进行了规定的高强度钢板(抗拉强度为750～1850MPa，碳当量Ceq为0.22～0.55质量％)的点焊接头。
但是，在焊点的外侧断裂的情况下，焊点的组织没有任何作用，因此与微组织相关的规定是没有意义的。
专利文献6公开了对抗拉强度为900～1850MPa、板厚为1.8～2.8mm 的钢板进行点焊的方法。就该方法而言，在焊接后，继续以焊接电流的0.5倍～0.9倍的电流、焊接时间的0.3倍～0.5倍的时间进行后通电。
但是，该方法对主焊接和后通电之间的时间未进行充分的研究，并不有助于提高接头强度。
现有技术文献
专利文献
专利文献1：日本特开2002-103048号公报
专利文献2：日本特开2009-125801号公报
专利文献3：日本特开2010-115706号公报
专利文献4：日本特开2010-059451号公报
专利文献5：国际公开第2011-025015号
专利文献6：日本特开2011-5544号公报
发明内容
发明所要解决的问题
从上述那样的背景考虑，以往由至少包含一片抗拉强度为750MPa～2500MPa的钢板的多片钢板形成的点焊接头的韧性易不足，难以确保足够高的十字拉伸力。
因此，本发明的目的在于：提高由至少包含一片750MPa～2500MPa的钢板的多片钢板形成的点焊接头的十字拉伸力。
用于解决问题的手段
本发明的点焊接头的特征在于，其为通过使多片钢板重合并进行点焊而形成的点焊接头，所述多片钢板中的至少一片钢板是抗拉强度为750MPa～2500MPa的高强度钢板，所述高强度钢板的由下述(A)式表示的碳当量Ceq为0.20质量％～0.55质量％，在从由于所述点焊而形成在所述钢板的表面上的焊接痕的中心通过并且沿着所述钢板的板厚方向切开的截面处的热影响部内的区域、即将所述钢板的板厚方向、板面方向分别设定为纵向、横向的一边为10(μm)的正方形区域内，最长部的长度为0.1(μm)以上的铁系碳化物存在10个以上，所述正方形区域的中心位置为在所述截面中自焊点的端部位置起沿与示出所述焊点的端部的线在所述位置处的切 线垂直的方向距离100(μm)的位置，所述焊点的端部位置为在示出所述焊点的端部的线上的位置之中以所述点焊接头的所述板厚方向的中心为中心沿所述板厚方向处于具有作为所述多片钢板的板厚的总值的总板厚的1/4倍的长度的范围内的位置，
Ceq＝[C]+[Si]/30+[Mn]/20+2[P]+4[S] (A)
所述(A)式中的[C]、[Si]、[Mn]、[P]以及[S]分别为C、Si、Mn、P以及S的各含量(质量％)。
本发明的点焊方法的第一个例子的特征在于，其为使多片钢板重合并进行点焊的点焊方法，所述多片钢板中的至少一片钢板是抗拉强度为750MPa～2500MPa的高强度钢板，所述高强度钢板的由下述(A)式表示的碳当量Ceq为0.20质量％～0.55质量％，所述点焊方法包括下述工序：进行主焊接的工序，在该工序中，在通过焊接电极对所述重合的多片钢板以满足下述(B)式的加压力FE(N)进行了加压的状态下以主焊接电流IW(kA)对所述焊接电极进行通电；当所述主焊接结束时进行主焊接后冷却的工序，在该工序中，保持满足下述(B)式的加压力FE(N)，并以满足下述(C)式的主焊接后冷却时间tS(毫秒)对所述多片钢板进行冷却；当所述主焊接后冷却结束时进行后通电的工序，在该工序中，保持满足下述(B)式的加压力FE(N)，并以满足下述(D)式的后通电电流IP(kA)、满足下述(E)式的后通电时间tP(毫秒)对所述焊接电极进行通电；以及当所述后通电结束时释放加压的工序，在该工序中，以满足下述(F)式的保持时间tH(毫秒)保持满足所述(B)式的加压力FE(N)，然后释放所述加压力FE(N)下的加压，
Ceq＝[C]+[Si]/30+[Mn]/20+2[P]+4[S] (A)
1960×h≤FE≤3920×h (B)
7×h+5≤tS≤300 (C)
0.66×IW≤IP＜IW (D)
48/{(IP/IW)2-0.44}≤tP (E)
0≤tH≤300 (F)
所述(A)式中的[C]、[Si]、[Mn]、[P]以及[S]分别为C、Si、Mn、P以及S的各含量(质量％)，所述(B)式和所述(C)式中的h为所述钢板 的板厚(mm)。
本发明的点焊方法的第二个例子的特征在于，其为使多片钢板重合并进行点焊的点焊方法，所述多片钢板中的至少一片钢板是抗拉强度为750MPa～2500MPa的高强度钢板，所述高强度钢板的由下述(A)式表示的碳当量Ceq为0.20质量％～0.55质量％，所述点焊方法包括下述工序：进行前通电的工序，在该工序中，在通过焊接电极对所述重合的多片钢板以满足下述(B)式的加压力FE(N)进行了加压的状态下以满足下述(C)式的前通电电流If(kA)、满足下述(D)式的前通电时间tf(毫秒)对所述焊接电极进行通电；当所述前通电结束时进行前通电后冷却的工序，在该工序中，保持满足下述(B)式的加压力FE(N)，并以满足下述(E)式的前通电后冷却时间tC(毫秒)对所述多片钢板进行冷却；当所述前通电后冷却结束时进行主焊接的工序，在该工序中，保持满足下述(B)式的加压力FE(N)，并以主焊接电流IW(kA)对所述焊接电极进行通电；当所述主焊接结束时进行主焊接后冷却的工序，在该工序中，保持满足下述(B)式的加压力FE(N)，并以满足下述(F)式的主焊接后冷却时间tS(毫秒)对所述多片钢板进行冷却；当所述主焊接后冷却结束时进行后通电的工序，在该工序中，保持满足下述(B)式的加压力FE(N)，并以满足下述(G)式的后通电电流IP(kA)、满足下述(H)式的后通电时间tP(毫秒)对所述焊接电极进行通电；以及当所述后通电结束时释放加压的工序，在该工序中，以满足下述(I)式的保持时间tH(毫秒)保持满足所述(B)式的加压力FE(N)，然后释放所述加压力FE(N)下的加压，
Ceq＝[C]+[Si]/30+[Mn]/20+2[P]+4[S] (A)
1960×h≤FE≤3920×h (B)
0.40×IW≤If＜IW (C)
20≤tf (D)
0≤tC＜200+7×h (E)
7×h+5≤tS≤300 (F)
0.66×IW≤IP＜IW (G)
48/{(IP/IW)2-0.4}≤tP (H)
0≤tH≤300 (I)
所述(A)式中的[C]、[Si]、[Mn]、[P]以及[S]分别为C、Si、Mn、P以及S的各含量(质量％)，所述(B)式、所述(E)式以及所述(F)式中的h为所述钢板的板厚(mm)。
发明效果
根据本发明，能够提高由至少包含一片750MPa～2500MPa的钢板的多片钢板形成的点焊接头的十字拉伸力。
附图说明
图1是表示开始点焊时的两片钢板和焊接电极的配置的一个例子的图。
图2是示意性地表示通过点焊形成的焊点和热影响部的一个例子的图。
图3是表示通电模式的第一方案例的图。
图4是示意性地表示凝固而成为焊点的熔融部的凝固中途的形态的一个例子的图。
图5是表示主焊接后冷却时间与钢板的板厚之间的关系的一个例子的图。
图6是表示后通电时间与后通电电流除以主焊接电流而得到的值的平方值之间的关系的第一个例子的图。
图7是概念性表示后通电时间与焊点的外周部以及热影响部的脆化程度之间的关系的一个例子的图。
图8是表示通电模式的第二方案例的图。
图9是表示前通电后冷却时间与钢板的板厚之间的关系的一个例子的图。
图10是表示后通电时间与后通电电流除以主焊接电流而得到的值的平方值之间的关系的第二个例子的图。
图11A是表示非通常焊接的焊接接头的热影响部的组织的一个例子的图(照片)。
图11B是表示通常焊接的焊接接头的热影响部的组织的一个例子的图(照片)。
图12A是对铁系碳化物析出条件的一个例子进行说明的图。
图12B是放大表示图12A的区域A的局部的图。
具体实施方式
本发明的发明者们对在主焊接之后进行后通电的现有技术无法充分提高由至少包含一片抗拉强度为750MPa～2500MPa的钢板的多片钢板形成的点焊接头的十字拉伸力(CTS)的理由，从冶金学的观点以及力学的观点出发进行了深入的研究。此外，以下的说明根据需要将抗拉强度为750MPa～2500MPa的钢板称为“高强度钢板”。
其结果发现：如上述现有技术那样，仅仅改善焊点内的韧性，在十字拉伸试验时，就算抑制了焊点的内部所产生的低载荷断裂，也无法充分抑制焊点的周边的热影响部(HAZ)所产生的低载荷断裂。
这里，焊点是指在通过焊接电极之间的通电熔融后凝固而成的钢板的部位。热影响部是指被加热至Ac1点以上且小于熔融温度的钢板的部位。
这样，本发明的发明者们发现：为了得到可靠度高的点焊接头，不仅需要改善焊点的内部，还需要一并改善焊点的周边部的断裂载荷。因此，本实施方式在熔融部的内周形成凝固区域之后，将凝固区域和包围凝固区域的热影响部长时间保持为高温。
以下，对本发明的实施方式进行说明。以下所说明的各实施方式的基础在于：将形成在熔融部的内周的凝固区域和包围该凝固区域的热影响部长时间保持为高温。但是，仅仅通过超过现有的保持时间进行长时间保持，无法得到可靠度高的焊接接头。
[高强度钢板]
首先，对点焊所使用的钢板进行说明。
(钢种)
钢种没有特别限定。例如，可以为双相组织型(例如，铁素体中包含马氏体的组织、铁素体中包含贝氏体的组织)、加工诱发相变型(铁素体中包含残余奥氏体的组织)、淬火型(马氏体组织)、微细结晶型(铁素体主体组织)等任意类型的钢种。
本实施方式对于使用了任意钢种的高强度钢板的点焊接头来说，均能够抑制接头强度的“降低以及不均”而使得断裂形态良好，因此能够得到可靠度高的焊接接头。
此外，与高强度钢板重合的钢板的钢种也没有特别限定。可以为与高强度钢板的钢种不同的钢种的钢板。例如，可以将与高强度钢板重合的钢板设定为软钢板。另外，可以将与高强度钢板重合的钢板设定为与该高强度钢板的钢种相同的钢种的钢板。
(抗拉强度)
多片重合的钢板中的至少一片钢板(高强度钢板)的抗拉强度设定为750MPa～2500MPa。通常，高强度钢板的抗拉强度越是增加，越是需要高接头强度。点焊接头的十字拉伸力(CTS)就590MPa～780MPa级钢板而言，会与钢板的强度成比例地增加，但就780MPa以上的强度的钢板而言会减少。
当高强度钢板的抗拉强度小于750MPa时，原本十字拉伸力高，并且对点焊接头的负载小。因此，不易产生与焊接部处的断裂形态的劣化、接头强度相关的问题。所以，将高强度钢板的抗拉强度设定为750MPa以上。
当高强度钢板的抗拉强度超过2500MPa时，变得难以抑制接头强度的“降低和不均”。进而，与此相伴，焊接部处的断裂形态的劣化以及焊点内部处的缺陷、裂纹的产生也变得难以抑制。因此，将高强度钢板的抗拉强度设定为2500MPa以下。
此外，与高强度钢板重合的钢板的抗拉强度也没有特别限定。可以将与高强度钢板重合的钢板设定为抗拉强度为750MPa～2500MPa的高强度钢板，也可以设定为抗拉强度小于750MPa的钢板。例如，在汽车领域等中所使用的钢部件的情况下，与所使用的钢部件相应地选择抗拉强度就行。
(板厚)
高强度钢板的板厚没有特别限定。例如，只要是在汽车的车身等中通常使用的高强度钢板的板厚(0.5mm～3.2mm)左右就行。其中，伴随高强度钢板的板厚的增加，在焊点的周围的应力集中增加，因此高强度钢板的板厚优选为2.6mm以下。
与高强度钢板重合的钢板的板厚没有特别限定。重合的多片钢板的板厚可以相互不同。例如，在将三片以上的钢板重合的情况下，三片以上的钢板各自的板厚可以不同。三片以上的钢板之中，只要至少一片为高强度钢板就行，其他可以为软钢板。另外，在三片以上的钢板重合的情况下， 至少两片钢板的板厚可以相同。此外，通常，钢板的厚度为6mm以下。
(碳当量Ceq)
高强度钢板的由以下的(1)式表示的碳当量Ceq优选为0.20质量％～0.55质量％的范围。碳当量Ceq小于0.20质量％时，抗拉强度无法获得作为所述高强度钢板的抗拉强度的下限值的750MPa以上的抗拉强度。另一方面，碳当量Ceq超过0.55质量％时，抗拉强度超过作为所述高强度钢板的抗拉强度的上限值的2500MPa，故不优选。与高强度钢板重合的钢板的Ceq可以为任何值。
Ceq＝[C]+[Si]/30+[Mn]/20+2[P]+4[S] (1)
[C]、[Si]、[Mn]、[P]以及[S]分别为C、Si、Mn、P以及S的各含量(质量％)。
(成分组成)
只要选择能够确保上述高强度钢板的抗拉强度(750MPa～2500MPa)的成分组成就行。从点焊后的钢部件主要在汽车领域等中使用考虑，高强度钢板的成分组成优选为以下的成分组成。此外，以下，％是指质量％。
((C：0.07质量％～0.45质量％))
C是提高钢的抗拉强度的元素。钢中的C含量越多，越能够提高焊点的强度。但是，钢中的C含量小于0.07质量％时，难以获得750MPa以上的抗拉强度。另一方面，钢中的C含量超过0.45质量％时，高强度钢板的加工性降低。因此，高强度钢板的C含量优选为0.07质量％～0.45质量％。
((Si：0.001质量％～2.50质量％))
Si是借助固溶强化以及组织强化来提高钢的强度的元素。但是，钢中的Si含量超过2.50质量％时，钢的加工性降低。另一方面，将钢中的Si含量工业上降低至小于0.001质量％在技术上较难。因此，高强度钢板的Si含量优选为0.001质量％～2.50质量％。
((Mn：0.8质量％～5.0质量％))
Mn是提高钢的强度的元素。但是，钢中的Mn含量超过5.0质量％时，钢的加工性劣化。另一方面，钢中的Mn含量小于0.8质量％时，难以获得750MPa以上的抗拉强度。因此，高强度钢板的Mn含量优选为0.8质量％～5.0质量％。
((P：0.03质量％以下))
P是使焊点脆化的元素。钢中的P含量超过0.03质量％时，焊点内的裂纹变得易于产生，难以获得足够高的接头强度。因此，高强度钢板的P含量优选为0.03质量％以下。此外，钢中的P含量降低至小于0.001质量％时，从成本的观点考虑是不优选的。因此，高强度钢板的P含量优选为0.001质量％以上。但是，高强度钢板的P含量可以设定为小于0.001质量％。
((S：0.01质量％以下))
S是使焊点脆化的元素。另外，S与Mn结合形成粗大的MnS，为妨碍钢的加工性的元素。钢中的S含量超过0.01质量％时，焊点内的裂纹变得易于产生，因此变得难以获得足够高的接头强度。进而，钢的加工性降低。因此，高强度钢板的S含量优选为0.01质量％以下。此外，钢中的S含量降低至小于0.0001质量％时，从成本的观点考虑是不优选的。因此，高强度钢板的S含量优选为0.0001质量％以上。但是，高强度钢板的S含量可以设定为小于0.0001质量％。
((N：0.01质量％以下))
N是形成粗大的氮化物、使钢的加工性劣化的元素。另外，N是成为焊接时的气孔的发生原因的元素。钢中的N含量超过0.01质量％时，钢的加工性的劣化、气孔的发生变得显著。因此，高强度钢板的N含量优选为0.01质量％以下。此外，钢中的N含量降低至小于0.0005质量％时，从成本的观点考虑是不优选的。因此，高强度钢板的N含量优选为0.0005质量％以上。但是，高强度钢板的N含量可以设定为小于0.0005质量％。
((O：0.01质量％以下))
O是形成氧化物、使钢的加工性劣化元素。钢中的O含量超过0.01质量％时，钢的加工性的劣化变得显著。因此，高强度钢板的O含量优选为0.01质量％以下。此外，高强度钢板的O含量降低至小于0.0005质量％时，从成本的观点考虑是不优选的。因此，高强度钢板的O含量优选为0.0005质量％以上。但是，高强度钢板的O含量可以设定为小于0.0005质量％。
((Al：1.00质量％以下))
Al是铁素体稳定化元素，具有抑制贝氏体相变时的渗碳体析出等效果。因此，为了控制钢组织而含有。另外，Al还作为脱氧材料起作用。另一方 面，Al易于氧化。Al含量超过1.00质量％时，由于夹杂物增加，钢的加工性易于劣化。因此，高强度钢板的Al含量优选为1.00质量％以下。
高强度钢板除了以上的主要元素之外，根据需要还可以选择性地含有以下的元素。
((Ti：0.005质量％～0.20质量％))
((Nb：0.005质量％～0.20质量％))
((V：0.005质量％～0.20质量％))
Ti、Nb以及V是通过析出强化、由抑制铁素体晶粒生长带来的细粒强化和由抑制再结晶带来的位错强化中的至少任一种而有助于钢强度的提高的元素。但是，任一元素在钢中的含量小于0.005质量％时，均不易展现添加效果。另一方面，钢中的含量超过0.20质量％时，妨碍钢的加工性。因此，高强度钢板中的这些元素的含量均优选为0.005质量％～0.20质量％。
((B：0.0001质量％～0.01质量％))
B是控制钢组织来强化钢的元素。但是，钢中的B含量小于0.0001质量％时，不易展现添加效果。另一方面，钢中的B含量超过0.01质量％时，添加效果饱和。因此，高强度钢板的B含量优选为0.0001质量％～0.01质量％。
((Cr：0.01质量％～2.0质量％))
((Ni：0.01质量％～2.0质量％))
((Cu：0.01质量％～2.0质量％))
((Mo：0.01质量％～0.8质量％))
Cr、Ni、Cu及Mo为有助于提高钢强度的元素。这些元素例如可以取代Mn(强度提高元素)的一部分来使用。但是，任一元素在钢中的含量小于0.01质量％时，均无助于提高强度。
因此，高强度钢板中的这些元素的含量均优选为0.01质量％以上。另一方面，Cr、Ni及Cu的钢中的含量超过2.0质量％时，在钢中的Mo含量超过0.8质量％的情况下，酸洗时或热加工时有可能会产生妨碍。因此，高强度钢板的Cr、Ni及Cu含量优选为2.0质量％以下。另外，高强度钢板的Mo含量优选为0.8质量％以下。
((Ca、Ce、Mg及REM(稀土金属)中的至少一种：总计为0.0001 质量％～1.0质量％))
Ca、Ce、Mg及REM会减小脱氧后的氧化物的大小、存在于热轧钢板中的硫化物的大小，是有助于提高钢的加工性的元素。但是，钢中的这些元素的含量总计小于0.0001质量％时，不易展现添加效果。另一方面，钢中的这些元素的含量总计超过1.0质量％时，钢的加工性降低。因此，高强度钢板中的这些元素的含量总计优选为0.0001质量％～1.0质量％。
此外，REM是属于镧系元素系列的元素，REM及Ce可以在制钢的阶段作为稀土金属混合物(mischmetal)添加至钢水中。另外，除了La、Ce之外，还可以复合含有镧系元素系列的元素。
高强度钢板中的除了以上各元素以外的剩余部分只要设定为Fe和不可避免的杂质就行。此外，对于上述Cr、Ni、Cu、Mo、B、Ti、Ni及V，均允许作为杂质含有小于上述下限值的微量。另外，对于Ca、Ce、Mg、La及REM，允许作为杂质含有其总计量小于上述下限值的微量。
以上，对高强度钢板的成分组成进行了说明，但与高强度钢板重合的钢板的成分组成可以为任何成分组成。
(镀覆)
在高强度钢板的表面可以形成镀层。此外，在与高强度钢板重合的钢板的表面也可以形成镀层。镀层的种类例如可列举出：Zn系、Zn-Fe系、Zn-Ni系、Zn-Al系、Zn-Mg系、Pb-Sn系、Sn-Zn系、Al-Si系等。
作为具备Zn系镀层的高强度钢板，例如可列举出：合金化热浸镀锌钢板、热浸镀锌钢板以及电镀锌钢板等。在高强度钢板的表面形成镀层时，点焊接头显示优异的耐蚀性。在镀层为在高强度钢板的表面合金化了的锌镀层的情况下，可获得优异的耐蚀性，并且涂料的密合性变得良好。
镀层的单位面积重量也没有特别限定。高强度钢板的单面的镀层的单位面积重量优选设定为100g/m2以下。高强度钢板的单面的单位面积重量超过100g/m2时，有可能会成为镀层焊接时的妨碍。镀层可以仅形成在高强度钢板的单面上，也可以形成在双面上。此外，镀层的表层可以形成无机系或有机系的皮膜(例如润滑皮膜等)等。与以上的镀层相关的条件和与高强度钢板重合的钢板是相同的。
接着，对点焊方法的例子进行说明。
＜点焊方法的第一个例子＞
首先，对点焊方法的第一个例子进行说明。
[点焊]
图1是表示开始点焊时的包括至少一片高强度钢板的两片钢板和焊接电极的配置的一个例子的图。如图1所示，使钢板1A、1B以板面互相对置的方式重合。将重合的钢板1A、1B从上下用焊接电极2A、2B夹持，施加所需的加压力，并对焊接电极2A、2B通电。
图2是示意性地表示由于点焊形成的焊点和热影响部的一个例子的图。图3是表示对焊接电极进行通电时的通电模式的第一方案例的图。此外，这里为了简化说明，以对包括至少一片高强度钢板的两片钢板进行点焊的情况来举例示出。但是，如上所述，即使在对包括至少一片高强度钢板的三片以上的钢板进行点焊的情况下，也可以按照与以下所示出的方法相同的方法进行点焊。
按照图1所示，配置钢板1A、1B和焊接电极2A、2B。接下来，例如按照图3所示的通电模式进行通电时，如图2所示在钢板1A、1B的边界处形成焊点3。进而，在焊点3的周围，形成热影响部4。此外，钢板1A、1B中的至少任一方为上述高强度钢板。
图3所示的通电模式如下所述。此外，以下的电流是在焊接电极2A以及焊接电极2B之间流动的电流。
首先，将电流值从0(零)渐增(上升)至电流值达到主焊接电流IW(kA)为止。接下来，将电流值设定为主焊接电流IW(kA)来进行主焊接。当主焊接结束时，将电流值设定为0(零)，以主焊接后冷却时间(凝固时间)tS(毫秒)保持电流值为0(零)的状态。当经过主焊接后冷却时间tS(毫秒)时，将电流值设定为后通电电流IP(kA)，以后通电时间tP(毫秒)保持电流值为后通电电流IP(kA)的状态，进行后通电。当经过后通电时间tP(毫秒)时，将电流值设定为0(零)。
此外，图3所示的保持时间tH(毫秒)如后所述，为在后通电结束后保持加压力FE(N)的时间。
另外，可以不将电流值从0(零)渐增(上升)至电流值达到主焊接电流IW(kA)为止，而将电流值直接设定为主焊接电流IW(kA)。
(加压力：FE)
通过焊接电极2A及2B，以满足以下的(2)式的加压力FE对重合的多片钢板进行加压，同时以主焊接电流IW进行通电。
1960×h≤FE≤3920×h (2)
h：钢板的板厚(mm)
对焊接电极2A、2B的钢板1A、1B的加压力FE会对焊点3的内部以及热影响部4处的缺陷、裂纹的产生有较大影响。加压力FE小于“1960×h”(N)时，变得难以抑制焊点3的内部以及热影响部4处的缺陷以及裂纹的产生。其结果是，无法改善点焊接头的断裂形态，难以达成接头强度的提高以及接头强度不均的降低。
另一方面，加压力FE超过“3920×h”(N)时，钢板1A、1B的区域之中的焊接电极2A、2B所接触的区域较大凹下。因此，不仅有损外观，而且接头强度降低。另外，为了得到超过“3920×h”(N)的加压力FE，焊枪(对焊接电极2A、2B施加加压力并通电的装置)需要具有刚性高的机械臂。因此，本实施方式将焊接电极2A、2B对钢板1A、1B的加压力FE设定为“1960×h”(N)～“3920×h”(N)。
此外，焊接电极2A、2B的前端直径变得过大时，焊接电极2A、2B的前端处的面压降低。由此，断裂形态的改善变难。进而，变得难以达成伴随断裂形态的改善而提高接头强度以及降低接头强度不均。因此，焊接电极2A、2B的前端直径优选为6mm～8mm左右。
在上述(2)式中，h为钢板的板厚(mm)。有时两片钢板的板厚不同(在图2所示的例中，钢板1A、1B的板厚不同)。在该情况下，例如只要将两片钢板的板厚的算术平均值(钢板1A的板厚和钢板1B的板厚的算术平均值)作为上述(2)式中的“h”使用就行。在对三片以上的多片钢板进行点焊的情况下，例如只要求出该多片钢板板厚的总和，将该总和二等分而得到的值作为上述(2)式的“h”使用就行。
(主焊接电流：IW)
一边用以上的加压力FE对钢板1A、1B进行加压，一边对焊接电极2A、2B以主焊接电流IW进行通电，进行主焊接。主焊接电流IW及主焊接时间(主焊接电流IW流动的时间)没有特别限定。只要采用与以往为了稳定地得到所需大小的焊点而采用的焊接电流、通电时间相同程度的焊接电流、通电时间作为主焊接电流IW及主焊接时间就行。
此外，例如可以将主焊接时间中的主焊接电流的平方值的主焊接时间中的平均值的平方根(即，主焊接电流的实效值)或主焊接电流的最大值用作主焊接电流IW。
点焊设备可以直接使用现有的常规性的点焊设备。另外，焊接电极等也可以直接使用现有的焊接电极。电源也没有特别限定，可以使用交流电源、直流变换器、交流变换器等。
(主焊接后冷却时间：tS)
以主焊接电流IW、规定的时间对焊接电极2A、2B进行通电，在该通电刚结束后，在原样保持主焊接时(以主焊接电流IW进行通电时)的加压力FE的同时，停止通电。接下来，以满足以下的式(3)的主焊接后冷却时间tS(毫秒)保持该状态。由此，使得熔融部从该熔融部的外周(即，熔融部与其他区域的边界)凝固，由此在内侧形成残留未凝固区域的壳状的凝固区域。此外，在以下的说明中，将熔融部与其他区域的边界根据需要称为熔融边界。
7×h+5≤tS≤300 (3)
h：钢板的板厚(mm)
从主焊接电流IW的通电刚结束后起，从熔融边界开始熔融部的凝固。图4是示意性地表示凝固而成为焊点的熔融部的凝固中途的形态的一个例子的图。
在对钢板1A、1B以加压力FE进行加压的同时对焊接电极2A、2B以主焊接电流IW进行通电，此时会形成凝固而成为焊点的熔融部。然后，通电结束时，从熔融边界3a起开始凝固；经过主焊接后冷却时间tS时，会形成凝固区域5。在该时刻，凝固区域5的内部残留未凝固区域6。凝固区域5的周围形成热影响部4。
未凝固区域6凝固而形成焊点。在本实施方式中，未凝固区域6存在时，开始后通电。即，主焊接后冷却时间tS决定后通电的开始时的凝固区域5的宽度(板面方向的长度)。
在碳量较多的高强度钢板中，主焊接后以主焊接后冷却时间tS进行冷 却的过程中发生马氏体相变。此时，在原奥氏体粒大的情况下，表观的马氏体相变温度上升。由于该马氏体相变温度上升，从而自动回火(auto tempering)变得易于产生。因此，通过后述的后通电，热影响部4的韧性提高。为了获得该效果，热影响部4需要为奥氏体单相。因此，需要将主焊接后冷却时间tS设定为300(毫秒)以下。
另外，主焊接后冷却时间tS超过300(毫秒)时，温度降低而凝固区域5扩大。因此，为了在焊点3的外周部以及焊点3的周边的热影响部4处，获得后述的后通电的效果(组织改善、偏析改善的效果)，需要长时间的后通电。所以，点焊接头的生产率降低。这样，超过300(毫秒)的主焊接后冷却时间tS是不现实的。
另一方面，主焊接后冷却时间tS小于“7×h+5”(毫秒)时，熔融部的凝固变得不充分，凝固区域5的宽度变窄。另外，主焊接后冷却时间tS小于“7×h+5”(毫秒)时，原奥氏体粒变得过大，通过后述的后通电，热影响部4的韧性反而会降低。因此，无法获得后述的后通电的效果(组织改善、偏析改善的效果)，变得难以充分提高接头强度。另外，钢板的板厚h越大，钢板1A、1B的冷却速度变得越慢。通常，钢板的板厚h越大，钢板1A、1B的冷却时间指数函数性地变得越长。但是，就点焊接头中所采用的钢板的常规性的厚度范围(例如0.5mm～3.2mm)而言，钢板1A、1B的冷却时间与钢板的板厚h之间的关系可以线形近似。因此，本实施方式如(3)式所示，将主焊接后冷却时间tS的下限值以使用了钢板的板厚h的线性式来表达。
使上述(1)式所示的碳当量Ceq为0.3质量％以上的各种板厚的钢板两片重合，并使用伺服焊枪型的焊机，在各种通电模式下，按照顺序进行主焊接、冷却、后通电来进行点焊。接下来，按照JIS Z 3137中规定的方法，测定点焊接头的CTS(十字拉伸力)。以下的说明中，根据需要将该点焊接头称为第1非通常焊接的焊接接头。
另外，使具有上述碳当量以及上述板厚的两片钢板重合，除了不进行主焊接后的冷却和后通电之外，通过与上述方法相同的方法对具有与该第1非通常焊接的焊接接头的焊点直径同样的焊点直径的点焊接头进行点焊。接下来，按照JIS Z 3137中规定的方法，测定点焊接头的CTS(十字拉伸 力)。以下的说明中，根据需要将该点焊接头称为第1通常焊接的焊接接头。
对第1非通常焊接的焊接接头处的CTS与未后通电的第1通常焊接的焊接接头处的CTS进行了比较。
图5是表示主焊接后冷却时间tS与钢板的板厚h之间的关系的一个例子的图。
图5中，以○表示第1非通常焊接的焊接接头处的CTS比第1通常焊接的焊接接头处的CTS提高了20％以上时的基于主焊接后冷却时间tS和钢板的板厚h的绘图。另外，以▲表示第1非通常焊接的焊接接头处的CTS比第1通常焊接的焊接接头处的CTS提高但提高程度小于20％时或未提高时的基于主焊接后冷却时间tS与钢板的板厚h的绘图。如图5所示，横轴为h(mm)，纵轴为tS(毫秒)。
在图5中，求得○和▲的边界线作为回归曲线。由该结果得到用于确定上述(3)式的下限值的线性式。
根据上述内容，本实施方式将主焊接后冷却时间tS设定为“7×h+5”(毫秒)～300(毫秒)。
其中，为了避免点焊接头的生产率的降低，更优选将主焊接后冷却时间tS设定为“7×h+5”(毫秒)～250(毫秒)。另外，为了促使凝固区域5的形成，主焊接后冷却时间tS期间优选设定为无通电。其中，为了调整凝固区域5的形成速度和温度，可以以主焊接后冷却时间tS、主焊接电流IW的0.5倍以下的电流，对焊接电极2A、2B进行通电。
此外，作为(3)式的钢板的板厚h，例如可以采用与上述(2)式的钢板的板厚h相同的值。另外，在以主焊接后冷却时间tS原样保持主焊接时的加压力FE的情况下，从作业效率上考虑是优选的。但是，可以使主焊接后冷却时间tS中的加压力FE在满足上述(2)式的范围下与主焊接时的加压力FE不同。
(后通电电流：IP、后通电时间：tP)
在经过主焊接后冷却时间tS并刚形成了所需宽度的凝固区域5之后，保持主焊接时的加压力FE(N)，并以满足以下的(4)式的后通电电流IP(kA)、满足以下的(5)式的后通电时间tP(毫秒)，对焊接电极2A、2B进行通电，进行后通电。
0.66×IW≤IP＜IW (4)
IW：主焊接电流(kA)
48/(α2-0.44)≤tP (5)
α＝IP/IW
因此，(5)式可以改写成下述形式。
48/{(IP/IW)2-0.44}≤tP (5)
如上所述，将后通电时间tP中的加压力FE设定为满足上述(2)式的加压力。该加压力FE通常设定为与主焊接时(以主焊接电流IW进行通电时)以及使熔融部从熔融边界起凝固而形成壳状的凝固区域5时(主焊接后冷却时间tS)的加压力FE相同，这从作业效率上考虑是优选的。但是，只要满足上述(2)式的范围，则不必使后通电时间tP中的加压力FE一定与这些时候相同。
后通电电流IP对壳状的凝固区域5的组织、偏析和凝固完成后的焊点3的组织、偏析和热影响部4的组织、偏析具有较大影响。
后通电电流IP小于“0.66×IW”(kA)时，凝固区域5以及热影响部4的热量输入不充分，无法获得改善组织、偏析的效果(组织改善、偏析改善的效果)。
另一方面，后通电电流IP为主焊接电流IW(kA)以上时，凝固区域5及热影响部4过度升温。进而，凝固区域5再熔融。因此，无法获得改善组织、偏析的效果(组织改善、偏析改善的效果)。
因此，本实施方式将后通电电流IP设定为“0.66×IW”(kA)以上且低于“IW”(kA)。其中，为了更可靠地获得改善组织、偏析的效果，后通电电流IP优选设定为“0.70×IW”(kA)～“0.98×IW”(kA)。此外，在作为主焊接电流IW采用实效值的情况下，后通电电流IP也优选采用实效值。另外，作为主焊接电流IW采用最大值的情况下，后通电电流IP也优选采用最大值。
在本实施方式的点焊方法中，以后通电电流IP、满足上述式(5)的时间(后通电时间tP(毫秒))，对焊接电极2A、2B进行通电。由此，会改善凝固区域5以及热影响部4处的组织和偏析，提高焊接接头的可靠度。
关于后通电时间tP，专利文献5的第0087段公开了“超过200毫秒时，接头强度的提高以及接头强度不均的降低的效果变小，并且生产率降低”。 即，专利文献5公开了应该将后通电时间tP设定为200(毫秒)以下的主旨。
但是，近年来，高强度钢板的CTS的提高是紧急的重要问题。因此，本发明的发明者们不拘束于现有的常识、偏见，对进一步提高点焊接头的接头强度的方法进行了深入研究。
专利文献5对焊点内部的组织有所记载。但是，并未公开对顶头开裂时的CTS的改善对策。因此，本发明的发明者们对顶头开裂时进一步提高CTS的后通电进行了系统性的实验。
如(主焊接后冷却时间：tS)栏中所述的那样，使上述(1)式所示的碳当量Ceq为0.3质量％以上的各种板厚的钢板两片重合，并使用伺服焊枪型的焊机，在各种通电模式下，按照顺序进行主焊接、冷却、后通电来进行点焊。接下来，按照JIS Z 3137中规定的方法，测定点焊接头的CTS(十字拉伸力)。如(主焊接后冷却时间：tS)栏中所述的那样，以下的说明中，根据需要将该点焊接头称为第1非通常焊接的焊接接头。
另外，如(主焊接后冷却时间：tS)栏中所述的那样，使具有上述碳当量以及上述板厚的两片钢板重合，除了不进行主焊接后的冷却和后通电之外，通过与上述方法相同的方法对具有与该第1非通常焊接的焊接接头的焊点直径同样的焊点直径的点焊接头进行点焊。接下来，按照JIS Z 3137中规定的方法，测定点焊接头的CTS(十字拉伸力)。如(主焊接后冷却时间：tS)栏中所述的那样，以下的说明中，根据需要将该点焊接头称为第1通常焊接的焊接接头。
对第1非通常焊接的焊接接头处的CTS与未后通电的第1通常焊接的焊接接头处的CTS进行了比较。
图6是表示后通电时间tP与后通电电流IP除以主焊接电流IW而得到的值的平方值((IP/IW)2)之间的关系的第一个例子的图。
图6中，以○表示第1非通常焊接的焊接接头处的CTS比第1通常焊接的焊接接头处的CTS提高了20％以上时的基于后通电时间tP、后通电电流IP以及主焊接电流IW的绘图。另外，以▲表示第1非通常焊接的焊接接头处的CTS比第1通常焊接的焊接接头处的CTS提高但提高程度小于20％时或未提高时的基于后通电时间tP、后通电电流IP以及主焊接电流IW的绘 图。如图6所示，横轴为(IP/IW)2，纵轴为tP(ms)。
点焊接头处的顶头开裂在热影响部4产生。因此，推定顶头开裂强度的差异是基于热影响部4处的对开裂的扩散的抵抗力的差别，即，基于热影响部4的韧性的差别。因此，以FE-EPMA测定对热影响部4的韧性具有较大影响的P和S的浓度分布。其结果是，可知：在图6中，通过以○表示的条件(后通电时间tP、后通电电流IP以及主焊接电流IW)得到的第1非通常焊接接头的热影响部4与第1通常焊接的焊接接头的热影响部4相比，P和S的偏析被大幅减轻。即，推测：通过由后通电所产生的热量，焊点3的外周部及热影响部4保持为高温，从而P和S的偏析被大幅减轻。
通过后通电，当形成在熔融边界的内周的凝固区域5再熔融时，再凝固后的再凝固区域中的P和S的偏析增大，焊点3的韧性降低。其结果是，即便在低载荷下，焊点3的内部处也断裂。因此，后通电电流IP需要为凝固区域5不会熔融的值的电流。即，需要IW＞IP。IP/IW是用于确定后通电时的热量输入量(焊点3的大小)的指标。此处，将IP/IW表达为α(＜1)。
由后通电所产生的热量与后通电电流IP的平方成比例。因此，在图6中，横轴采用(IP/IW)2。另外，由后通电所产生的热量的一部分逃离至焊接电极2A、2B以及钢板1A、1B整体。将该逃离的热量预设定为β。这样一来，后通电时作用于焊点3及热影响部4的升温的热量Q可以由以下的(6)式表示。
Q∝(α2-β)×tP (6)
α＝IP/IW
如上所述，通过如(3)式那样确定主焊接后冷却时间tS，由后通电引起的自动回火变得容易发生。需要以用于由该自动回火提高热影响部4的韧性所需的时间，后通电电流IP进行通电。
接下来，为了减轻焊点3的外周部及其周围的热影响部4处的P、S的偏析，充分改善焊点3以及热影响部4的韧性，需要超过一定量的热量A的热量。
因此，用于改善点焊部的韧性的条件将以下的(7)式变形而成为(8)式。
A＜(α2-β)×tP (7)
A/(α2-β)＜tP (8)
图6中，求得○和▲的边界线(即，求得(8)式的系数A和β)作为回归曲线。由该结果得到上述(5)式。
为了使P和S在焊点3的外周部及热影响部4扩散而偏析降低，需要将该区域加热至1050℃以上。因此，需要α≥0.66的条件。
图7是概念性地表示后通电时间tP与焊点3的外周部及热影响部4的脆化程度之间的关系的一个例子的图。图7概念性地示出减轻P和S的偏析、提高韧性的经过。在图7中，纵轴示出偏析、不充分自动回火所导致的脆化程度。纵轴越是往下的值，越是在减轻偏析的同时充分进行自动回火，韧性提高。在焊点3的外周部，通过用于形成焊接部的主焊接，达到大致稳定性的温度(≈熔点)，升温完全。与此相对，在热影响部4，通过主焊接未充分升温。
此外，在后通电开始时，热影响部4的温度比刚凝固之后高温的焊点3的外周部的温度低。因此，通过后通电，为了将热影响部4保持为高温来进行热处理，与对焊点3的外周部进行热处理相比需要更长时间。该情况推定是得到图6所示的结果的理由。
后通电时间tP小于200(毫秒)时，上述α(＝IP/IW)的选择范围变窄(参照图6)。因此，后通电时间tP优选设定为200(毫秒)以上，更优选设定为400(毫秒)以上。后通电时间tP的上限值没有特别规定，从点焊接头的生产率考虑，优选为2000(毫秒)以下。
(保持时间：tH)
按照以上的条件进行了后通电后，通过焊接电极2A、2B，按照以下的(9)式所规定的保持时间tH(毫秒)加压保持相互重合的钢板1A、1B，然后释放加压。
0≤tH≤300 (9)
此外，以(9)式所示的范围的保持时间tH，通过焊接电极2A、2B加压保持钢板1A、1B时的加压力FE(N)为例如以上述(2)式所规定的范围。
保持时间tH对焊点3以及热影响部4的组织、焊点3内的缺陷、裂纹的产生有影响。保持时间tH超过300(毫秒)时，点焊接头的生产率降低。 因此，本实施方式将保持时间tH设定为300(毫秒)以下。为了尽早开始空冷，并稳定得到所期待的效果，保持时间tH越短越好。
此外，对于现存的焊机而言，焊枪的动作会产生延迟，因此实际的保持时间tH通常比设定好的保持时间tH长。因此，需要加入对该情况的考虑来设定保持时间tH。
另外，后通电时也会使得焊点3的温度降低。因此，即使在缩短了保持时间tH的情况下，也会使得收缩缺陷、裂纹不易产生。因此，只要能够使焊接电极2A、2B从钢板1A、1B即时隔离，则保持时间tH就可以设定为0(零)。在保持时间不设定为0(零)的情况下，(9)式成为以下的(9a)式。
0＜tH≤300 (9a)
＜点焊方法的第二个例子＞
接着，对点焊方法的第二个例子进行说明。在点焊方法的第一个例子中，以进行了主焊接和后通电这两次的通电的情况来举例说明。与此相对，在点焊方法的第二个例子中，以进行了前通电后进行主焊接和后通电的情况来举例说明。由此，本例相对于第一个例子不同之处在于：追加了前通电；和由于追加了前通电而可能变更上述(5)式。因此，在本例的说明中，对与第一个例子相同的部分，标注与图1～图7中标注的标记相同的标记等，并省略详细的说明。
在本例中也如图1所示，使钢板1A、1B以板面互相相对的方式重合。将重合的钢板1A和钢板1B从上下用焊接电极2A和焊接电极2B夹持，施加所需的加压力并进行通电。本例中也是为了简化说明，以对包括至少一片高强度钢板的两片钢板进行点焊的情况为例列举示出。但是，即使在对包括至少一片高强度钢板的三片以上的钢板进行点焊的情况下，也可以按照与以下示出的方法相同的方法进行点焊。例如，可以将在包括至少两片高强度钢板的三片以上的钢板之中的至少两片高强度钢板设定为彼此重叠的状态，对该三片以上的钢板进行点焊。
通常高强度钢板的电阻大，因此在主焊接时，易于发热。另外，在主焊接时，在相互相邻的两片钢板之间可存在间隙。在主焊接时，熔融金属的内压超过对塑性环(coronabond)作用的外压时，产生喷溅。前通电的 目的之一是抑制该喷溅的产生。
图8是表示对焊接电极进行通电时的通电模式的第二方案例的图。
首先，将电流值设定为前通电电流If(kA)，以前通电时间tf(毫秒)保持电流值为前通电电流If(kA)的状态，进行前通电。当经过前通电时间tf(毫秒)时，将电流值设定为0(零)，以前通电后冷却时间tC(毫秒)保持电流值为0(零)的状态。在经过前通电后冷却时间tC的情况下，将电流值设定为主焊接电流IW(kA)进行主焊接。当主焊接结束时，将电流值设定为0(零)，以主焊接后冷却时间(凝固时间)tS(毫秒)保持电流值为0(零)的状态。当经过主焊接后冷却时间tS(毫秒)时，将电流值设定为后通电电流IP(kA)，以后通电时间tP(毫秒)保持电流值为后通电电流IP(kA)的状态，进行后通电。当经过后通电时间tP(毫秒)时，将电流值设定为0(零)。此外，图8所示的保持时间tH(毫秒)如在第一个例子中进行了说明的那样，为后通电结束后保持加压力FE(N)的时间。另外，在前通电开始时，可以不将电流值直接设定为前通电电流If(kA)而是将电流值从0(零)渐增(上升)至电流值成为前通电电流If(kA)为止。
(加压力：FE)
通过焊接电极2A及2B，以满足上述(2)式的加压力FE对重合的多片钢板进行加压的同时，以前通电电流If通电。在前通电中，为了抑制相邻的两片钢板1A、1B之间隙，对重合的多片钢板进行加压。本实施方式通过将前通电中的加压力FE的范围设定为与主焊接及后通电中的加压力FE的范围相同的范围，由此使得作业效率提高。
(前通电电流：If、前通电时间：tf)
一边用以上的加压力FE对钢板1A、1B进行加压，一边在焊接电极2A、2B之间以满足以下的(10)式的前通电电流If(kA)、满足以下的(11)式的前通电时间tf(毫秒)进行通电，进行前通电。
0.40×IW≤If＜IW (10)
IW：主焊接电流(kA)
20≤tf (11)
在将前通电电流If设定为主焊接电流IW以上时，有可能会在前通电时产生喷溅。另一方面，在将前通电电流If设定为小于主焊接电流IW的0.4倍时，赋予钢板1A、1B的热量变得不充分。由此，无法软化钢板1A、1B，变得无法通过上述加压来充分降低钢板1A、1B之间的间隙，有可能会在主焊接时产生喷溅。
根据上述内容，本实施方式将前通电电流If设定为主焊接电流IW的0.4倍以上且小于主焊接电流IW。其中，为了更可靠地抑制喷溅的发生，前通电电流If优选设定为主焊接电流IW的0.6倍～主焊接电流IW的0.95倍的范围。
此外，在作为主焊接电流IW采用实效值的情况下，前通电电流If也优选采用实效值。另外，在作为主焊接电流IW采用最大值的情况下，前通电电流If也优选采用最大值。
前通电时间tf小于20(毫秒)时，赋予钢板1A、1B的热量变得不充分。由此，无法软化钢板1A、1B，变得无法通过上述加压来充分降低钢板1A、1B之间的间隙，有可能会在主焊接时产生喷溅。
只要为上述(10)式所示的范围的主焊接电流IW，则即使延长前通电时间tf，也能够抑制主焊接时产生喷溅。因此，前通电时间tf的上限值没有特别规定，从点焊接头的生产率考虑，则优选为300(毫秒)以下。
(前通电后冷却时间：tC)
以前通电电流If、前通电时间tf进行通电，在该通电刚结束后，原样保持前通电时(以前通电电流If进行通电时)的加压力FE的同时，停止通电。接下来，以满足以下的(12)式的前通电后冷却时间tC(毫秒)保持该状态。
0≤tC＜200+7×h (12)
h：钢板的板厚(mm)
为了塑性环的生长，可以将前通电后冷却时间tC设定为超过0(零)的时间。其中，只要在前通电时不产生喷溅，则可以将前通电后冷却时间tC设定为0(零)。另外，前通电后冷却时间tC成为“200+7×h”(毫秒)以上时，钢板1A、1B过度冷却，在主焊接时，有可能钢板1A、1B变得不亲合。钢板的板厚h越大，钢板1A、1B的冷却速度越慢。如第一个例子的(主焊接后冷却时间：tS)栏中所述的那样，对于点焊接头中所采用的钢 板的常规性的厚度范围(例如，0.5mm～3.2mm)而言，钢板1A、1B的冷却时间与钢板的板厚h之间的关系可以线形近似。因此，本实施方式如(12)式所示，将前通电后冷却时间tC的上限值以使用了钢板的板厚h的线性式来表达。
使上述(1)式所示的碳当量Ceq为0.3质量％以上的各种板厚的钢板两片重合，并以各种方案在上述两片钢板之间的一部分或全部区域设置间隙，使用伺服焊枪型的焊机，在各种通电模式下，按照顺序进行前通电、冷却、主焊接、冷却、后通电来进行点焊。接下来，对在主焊接时是否产生喷溅进行研究。
图9是表示前通电后冷却时间tC与钢板的板厚h之间的关系的一个例子的图。
图9中，以○表示在上述研究中未产生喷溅时的基于前通电后冷却时间tC及钢板的板厚h的绘图。另外，以▲表示在上述研究中产生了喷溅时的基于前通电后冷却时间tC及钢板的板厚h的绘图。如图9所示，横轴为h(mm)，纵轴为tC(毫秒)。
在图9中，求得○和▲的边界线作为回归曲线。由该结果得到用于确定上述(12)式的上限值的线性式。
根据上述内容，本实施方式将前通电后冷却时间tC设定为0(零)～“200+7×h”(毫秒)。
此外，作为(12)式的钢板的板厚h，例如可以采用与上述(2)式的钢板的板厚h相同的值。另外，在以前通电后冷却时间tC原样保持前通电时的加压力FE的情况下，从作业效率上考虑是优选的。但是，可以使前通电后冷却时间tC中的加压力FE在满足上述(2)式的范围下与前通电时的加压力FE不同。
另外，在确保前通电后冷却时间tC的情况下，(12)式成为以下的(12a)式。
0＜tC＜200+7×h (12a)
(主焊接电流：IW)
在刚经过前通电后冷却时间tC后，一边原样保持前通电时的加压力FE，一边在焊接电极2A、2B之间以主焊接电流IW进行通电，进行主焊接。如 在第一个例子中进行了说明的那样，主焊接电流IW及主焊接时间(以主焊接电流IW进行了通电的时间)没有特别限定。此外，在以主焊接时间原样保持前通电时的加压力FE的情况下，从作业效率上考虑是优选的。但是，可以使主焊接时间中的加压FE在满足上述(2)式的范围下与在前通电时的加压力FE不同。
(主焊接后冷却时间：tS)
以主焊接电流IW、规定的时间进行通电，在该通电刚结束后，在原样保持前通电及主焊接时的加压力FE的同时，停止通电。接下来，以满足上述(3)式的主焊接后冷却时间tS(毫秒)保持该状态。
确定主焊接后冷却时间tS的方法与第一个例子相同。此外，如在第一个例子中进行了说明的那样，为了避免点焊接头的生产率的降低，更优选将主焊接后冷却时间tS设定为“7×h+5”(毫秒)～250(毫秒)。另外，为了促使凝固区域5的形成，主焊接后冷却时间tS期间优选设定为无通电，但为了调整凝固区域5的形成速度和温度，可以以主焊接后冷却时间tS、主焊接电流IW的0.5倍以下的电流进行通电。另外，在以主焊接后冷却时间tS原样保持前通电及主焊接时的加压力FE的情况下，从作业效率上考虑是优选的。但是，主焊接后冷却时间tS中的加压力FE在满足上述(2)式的范围下可以与前通电及主焊接时的加压力FE不同。
(后通电电流：IP、后通电时间：tP)
在经过主焊接后冷却时间tS并刚形成所需宽度的凝固区域5后，保持前通电及主焊接时的加压力FE(N)，并以满足以下的(13)式的后通电电流IP(kA)、满足以下的(14)式的后通电时间tP(毫秒)进行通电，进行后通电。
0.66×IW≤IP＜IW (13)
IW：主焊接电流(kA)
48/(α2-0.4)≤tP (14)
α＝IP/IW
因此，(14)式可以改写成下式的形式。
48/{(IP/IW)2-0.4}≤tP (14)
(13)式与上述(4)式相同。即，确定后通电电流IP的方法与第一个例子相同。此外，如在第一个例子中进行了说明的那样，为了更可靠地获得改善组织、偏析的效果，后通电电流IP优选设定为“0.70×IW”(kA)～“0.98×IW”(kA)。另外，在以后通电时间tP原样保持前通电及主焊接时的加压力FE的情况下，从作业效率上考虑是优选的。但是，后通电时间tP中的加压力FE在满足上述(2)式的范围下可以与前通电及主焊接时的加压力FE不同。
使上述(1)式所示的碳当量Ceq为0.3质量％以上的各种板厚的钢板两片重合，并使用伺服焊枪型的焊机，在各种通电模式下，按照顺序进行前通电、冷却、主焊接、冷却、后通电来进行点焊。接下来，按照JIS Z 3137中所规定的方法，测定点焊接头的CTS(十字拉伸力)。以下的说明中，根据需要将该点焊接头称为第2非通常焊接的焊接接头。
使具有上述碳当量以及上述板厚的两片钢板重合，除了不进行主焊接后的冷却和后通电之外，通过与上述方法相同的方法对具有与该第2非通常焊接的焊接接头的焊点直径同样的焊点直径的点焊接头进行点焊。接下来，按照JIS Z 3137中所规定的方法，测定点焊接头的CTS(十字拉伸力)。以下的说明中，根据需要将该点焊接头称为第2通常焊接的焊接接头。
对第2非通常焊接的焊接接头处的CTS与未后通电的第2通常焊接的焊接接头处的CTS进行了比较。
图10是表示后通电时间tP与后通电电流IP除以主焊接电流IW而得到的值的平方值((IP/IW)2)之间的关系的第二个例子的图。
图10中，以○表示第2非通常焊接的焊接接头处的CTS比第2通常焊接的焊接接头处的CTS提高了20％以上时的基于后通电时间tP、后通电电流IP以及主焊接电流IW的绘图。另外，以▲表示第2非通常焊接的焊接接头处的CTS比第2通常焊接的焊接接头处的CTS提高但提高程度小于20％时或未提高时的基于后通电时间tP、后通电电流IP以及主焊接电流IW的绘图。如图10所示，横轴为(IP/IW)2，纵轴为tP(ms)。
图10是与图6对应的图。与第一个例子同样地，在图10中，求得○和▲的边界线(即，求得(8)式的系数A和β)作为回归曲线。由该结果得到上述(14)式。
(14)式与上述(5)式对应。在上述(5)式中系数β为“0.44”。与 此相对，在(14)式中系数β为“0.4”。因此，与第一个例子相比，第二个例子的后通电时间tP的下限值更小。可以认为是因为，通过进行前通电，对热影响部4的总热量输入量变大。
此外，如在第一个例子中进行了说明的那样，后通电时间tP小于200(毫秒)时，上述α(＝IP/IW)的选择的范围变窄(参照图10)。因此，后通电时间tP优选设定为200(毫秒)以上，更优选设定为400(毫秒)以上。后通电时间tP的上限值没有特别规定，从点焊接头的生产率考虑，优选为2000(毫秒)以下。
另外，如本例那样，采用(14)式时，可以减小后通电时间tP的下限值。但是，例如为了通过将进行前通电的情况与未进行的情况的后通电时间tP统一来防止后通电时间tP设定的差异，在本例中也可不采用(14)式而采用上述(5)式。
(保持时间：tH)
按照以上的条件进行了后通电后，通过焊接电极2A、2B，以上述(9)式所规定的保持时间tH(毫秒)加压保持相互重合的钢板1A、1B，然后释放加压。
0≤tH≤300(9)
确定保持时间tH的方法与第一个例子相同。此外，如在第一个例子中进行了说明的那样，需要从实际的保持时间tH比设定的保持时间tH长来考虑设定保持时间tH。另外，如在第一个例子中进行了说明的那样，保持时间tH可以设定为0(零)。
＜点焊接头＞
接着，对本实施方式的点焊接头进行说明。此外，以下的说明中，在将上述第1通常焊接的焊接接头和上述第2通常焊接的焊接接头统一称呼时，根据需要将它们称为通常焊接的焊接接头。另外，在将上述第1非通常焊接的焊接接头和上述第2非通常焊接的焊接接头统一称呼时，根据需要将它们称为非通常焊接的焊接接头。
如点焊方法的第一个例子及第二个例子那样形成点焊接头时，确认到热影响部(HAZ)处的韧性的提高。本发明的发明者们为了探索其原因，以电子显微镜观察了上述通常焊接的焊接接头和上述非通常焊接的焊接接 头的热影响部的组织。其中，这里，在上述非通常焊接的焊接接头之中，采用了CTS提高了上述通常焊接的焊接接头的CTS的20％以上的上述非通常焊接的焊接接头。
图11A是表示上述非通常焊接的焊接接头(上述第1非通常焊接的焊接接头)的热影响部的组织的一个例子的图(照片)。另外，图11B是表示上述通常焊接(上述第1通常焊接的焊接接头)的焊接接头的热影响部的组织的一个例子的图(照片)。如图11A及图11B所示，在CTS提高了上述通常焊接的焊接接头的CTS的20％以上的上述非通常焊接的焊接接头的热影响部中，可以确认到：与上述通常焊接的焊接接头相比，铁系碳化物存在较多。该情况在上述第1非通常焊接中、在上述第2非通常焊接中均能得到确认。这里所称的铁系碳化物主要为渗碳体(Fe3C)。但是，铁系碳化物不限于渗碳体。例如，有时ε碳化物(Fe2.4C)等含于铁系碳化物。另外，有时Mn、Cr等其他金属含于铁系碳化物。
通过以上述(4)式及(5)式(上述(13)式或(14)式)的条件进行后通电，向热影响部4的热量输入变大，可以提高热影响部4处的最高到达温度。因此，原奥氏体粒变大，故而表观的马氏体相变温度上升。由于该表观的马氏体相变温度上升，在后通电后的冷却过程中，在较高的温度下，发生热影响部4处的相变，变得易于产生自动回火(自动回火)。由此，变得可观察到较多微细的铁系碳化物的析出。这样，本发明的发明者们发现：热影响部4处的微细的铁系碳化物的析出有助于热影响部4处的韧性的提高。
因此，本发明的发明者们研究了CTS提高了通常焊接的焊接接头的CTS的20％以上的多个非通常焊接的焊接接头的热影响部处的铁系碳化物的析出状态。其结果是，确认到：只要是CTS提高了通常焊接的焊接接头的CTS的20％以上的非通常焊接的焊接接头，就必然满足以下所说明的铁系碳化物析出条件。
图12A是对铁系碳化物析出条件进行说明的一个例子的图。图12B是放大表示图12A的区域A的局部的图。
图12A是示意性地表示从由于点焊而形成在钢板1A、1B的表面的焊接痕的中心通过并且沿着钢板1A、1B的板厚方向切开的截面的图。作为焊接痕的中心，例如可以采用焊接电极2A、2B的(最前端的区域的)目标位置(打点位置)。另外，可以将实际形成的焊接痕的轮廓用圆近似，将该圆的中心设定为焊接痕的中心。
上述铁系碳化物析出条件设定为：在这样的截面处的热影响部4内的区域、即将钢板1、2的板厚方向、板面方向分别设定为纵向、横向的一边为10μm的正方形区域123内，最长部的长度为0.1(μm)以上的铁系碳化物析出(存在)10个以上。
这里，正方形区域123的中心位置为在上述截面中自焊点3的端部位置120起沿与示出焊点3的端部的线在该位置120处的切线121垂直的方向距离100(μm)的位置122。
另外，焊点3的端部位置120为在示出焊点3的端部的线上的位置之中以点焊接头的板厚方向的中心为中心沿板厚方向具有作为进行点焊前的钢板1A、1B的板厚的总值的总板厚tsum的1/4倍的长度的范围内(图12A以tsum/4示出的范围内)的位置。此外，在图12A中，为了方便标示，将包括钢板1A、1B之间的间隙的部分的长度标示为总板厚tsum。但是，实际上，如上所述，是将不包括钢板1A、1B之间的间隙的部分的长度的进行点焊前的钢板1A、1B的板厚的总值设定为总板厚tsum。
作为点焊接头的板厚方向的中心位置，例如可以采用上述截面中从焊接痕的中心通过的部分在板厚方向的长度的中央位置。
另外，作为铁系碳化物的最长部的长度，例如可以采用在上述截面中示出铁系碳化物端部的线的任意两点之间的距离的最大值。另外，可以采用在上述截面中作为从铁系碳化物的重心的位置通过的直线的长度的、构成铁系碳化物的端部的线的两点之间的直线的长度的最大值作为铁系碳化物的最长部的长度。
如上所述确定正方形区域123是因为，所述区域123为热影响部4的内部的区域，并且为在十字拉伸试验中在产生顶头开裂时在初始阶段产生开裂的区域。
此外，钢板1A、1B中的至少任意一方为上述高强度钢板。另外，在图12A、图12B所示的例子之中，以点焊两片钢板1A、1B的情况来举例说明。但是，就算在点焊包括至少一片高强度钢板的三片以上的钢板的情况下，也可以适用上述铁系碳化物析出条件。
对铁系碳化物的观察方法的一个例子进行说明。首先，研磨上述截面。然后，拍摄包括正方形区域123的区域的电子显微镜照片。从该电子显微镜照片，测定各铁系碳化物的最长部的长度，数出最长部的长度为0.1(μm)以上的铁系碳化物的个数。从该铁系碳化物的个数，可以判断是否满足上述铁系碳化物析出条件。此外，以下的说明中，根据需要将上述正方形区域123称为铁系碳化物计数区域。
此外，以上进行了说明的本发明的实施方式均不过是示出实施本发明时的具体化的例子，不可由它们对本发明的技术范围进行限定性解释。即，本发明可以不脱离其技术构思或其主要特征而以各种形态实现。
实施例
接着，对本发明的实施例进行说明，实施例中的条件为用于确认本发明的可实施性以及效果而采用的一个条件例，本发明不限于该一个条件例。本发明只要不脱离本发明的主旨而达成本发明的目的，可采用各种条件。
准备表1所示的钢板A、B、C。钢板A是在板厚为2.0(mm)、抗拉强度为1470MPa级的热冲压钢板的表面实施了Al镀覆的钢板。钢板B是在板厚为1.6(mm)、抗拉强度为1470MPa级的热冲压钢板的表面实施了Al镀覆的钢板。钢板C是在板厚为1.4(mm)、抗拉强度为1470MPa级的热冲压钢板的表面实施了Zn镀覆的钢板。另外，准备表1所示的钢板D、E。钢板D是在板厚为1.2(mm)、抗拉强度为1180MPa级的冷轧钢板的表面实施了Zn镀覆的钢板。钢板E是板厚为1.4(mm)、抗拉强度为980MPa级的冷轧钢板。
此外，表1所示的Ceq为由(1)式表示的碳当量。另外，表1为了方便标示，仅示出了C含量。钢板A～E是在上述的上下限的范围内含有上述成分组成的钢板。
表1
按照同钢种、同板厚的组合使两片钢板重合，以表2～6所示的序号1-1～33、2-1～18的焊接条件，使用伺服焊枪型的焊机进行点焊。接下来，按照JIS Z 3137中所规定的方法，测定点焊接头的CTS(十字拉伸力)。测定结果示于表7、8的CTS栏以及通常焊接接头强度比栏。
在表7、8中，通常焊接接头强度比为：从按照序号1-1～33、2-1～18所示的焊接条件形成的点焊接头的CTS(非通常焊接的焊接接头的CTS)减去除了不进行主焊接后的冷却和后通电之外按照与该焊接条件相同的条件形成的点焊接头的CTS(通常焊接的焊接接头的CTS)，将所得到的值除以按照该焊接条件形成的点焊接头的CTS(非通常焊接的焊接接头的CTS)，将所得值乘以100而得到的值。另外，在图5、图6及图10中，也根据该通常焊接接头强度比是否提高了20％以上来改变绘图的种类。将通常焊接接头强度比是否提高了20％以上来设定为判定基准是因为，通常焊接接头强度比提高了20％以上时，可以说非通常焊接的焊接接头的CTS与通常焊接的焊接接头的CTS具有显著差异。
另外，以扫描型电子显微镜(SEM)数出：在通过按照表2～6所示的焊接条件进行焊接而形成的点焊接头的上述铁系碳化物计数区域内，存在的最长部的长度为0.1(μm)以上的铁系碳化物的数量。其结果示于表7、8的铁系碳化物析出个数栏。
为了得到上述铁系碳化物计数区域，以电极的目标位置作为焊接痕的中心。接下来，按照从该焊接痕的中心通过并且沿两片钢板的板厚方向的方式切断该两片钢板，研磨切断面。以扫描型电子显微镜观察该研磨后的切断面，确定上述铁系碳化物计数区域。首先，确定作为上述研磨后的切断面的焊点的端部位置的、自点焊接头的板厚方向的中心沿板厚方向正好 距离两片钢板的焊接前的总板厚的1/8倍的长度的两个位置中的一个。从上述研磨后的切断面的热影响部内的区域确定：自该位置沿与示出焊点的端部的线(示出焊点的轮廓的线)在该位置处的切线垂直的方向距离100(μm)的位置。接下来，将以该位置为中心的区域、即将两片将钢板的板厚方向、板面方向分别设定为纵向、横向的一边为10μm的正方形区域设定为上述铁系碳化物计数区域。另外，将示出铁系碳化物的端部的线的任意的两点之间的距离的最大值设定为最长部。
在全部的焊接中，使用前端的曲率半径为40(mm)的铜制的圆顶型(Dome radiustype)的电极。钢板A、B及C使用前端直径为8(mm)的电极，以加压力为5000(N)进行焊接。钢板D、E使用前端直径为6(mm)的电极，以加压力为3500(N)进行焊接。此外，加压中设定为不改变加压力。
另外，在按照表5、6所示的序号2-1～20的焊接条件(进行前通电的焊接条件)进行点焊时，在两片钢板之间插入间隙，研究在主焊接时有无产生喷溅。研究结果示于表8的“插入间隙时有无喷溅”栏。将厚度为2(mm)的两片间隔物隔着电极的目标位置，按照具有间隔而相互相对的方式配置在两片钢板之间。间隔物与电极的目标位置的间隔设定为20(mm)。
表2
表3
表4
表5
表6
表7
序号 CTS[kN] 通常焊接接头强度比[％] 铁系碳化物析出个数 备注
1-1 11.4 9 5 比较例
1-2 10.2 -3 5 比较例
1-3 10.9 4 6 比较例
1-4 13.2 26 15 发明例
1-5 13.2 25 30 发明例
1-6 14.6 38 40 发明例
1-7 14.6 39 35 发明例
1-8 13.5 28 20 发明例
1-9 7.7 16 7 比较例
1-10 7.8 16 7 比较例
1-11 6.2 -7 3 比较例
1-12 11.3 69 30 发明例
1-13 11.2 68 25 发明例
1-14 9.4 41 40 发明例
1-15 11.3 55 80 发明例
1-16 8.1 36 25 发明例
1-17 11.0 64 95 发明例
1-18 10.5 57 48 发明例
1-19 5.1 -6 9 比较例
1-20 7.7 43 15 发明例
1-21 8.8 64 70 发明例
1-22 8.1 50 40 发明例
1-23 8.7 61 87 发明例
1-24 8.0 49 39 发明例
1-25 8.9 65 120 发明例
1-26 7.0 31 45 发明例
1-27 8.5 58 197 发明例
1-28 6.9 28 78 发明例
1-29 9.1 68 28 发明例
1-30 4.3 0 2 比较例
1-31 5.2 20 24 发明例
1-32 5.4 25 35 发明例
1-33 6.0 39 95 发明例
1-34 4.2 -37 5 比较例
1-35 6.2 -7 4 比较例
1-36 4.8 -28 2 比较例
1-37 5.8 -13 2 比较例
1-38 6.9 4 8 比较例
1-39 6.1 -8 9 比较例
表8
如表7、8所示，序号1-4～8、1-12～18、1-20～29以及1-31～33、2-5～7、2-12、2-13的发明例满足如上所述规定的要件(参照表7、8)。因此，得到与基于常规的点焊的焊接接头的接头强度相比，具有高接头强度(20％以上的通常焊接接头强度比)的焊接接头。
此外，钢板中的P含量超过0.03质量％时和S含量超过0.01质量％时，无论焊接条件如何，均未得到20％以上的通常焊接接头强度比。另外，关于碳当量Ceq及其他的成分组成，在不在上述范围的情况下，确认到高强度钢板的特性(抗拉强度、加工性等)降低。
产业上的可利用性
本发明例如可以在将点焊作为制造技术使用的产业中利用。

Claims (3)

1.一种点焊接头，其特征在于，其为通过使多片钢板重合并进行点焊而形成的点焊接头，
所述点焊接头具有所述多片钢板、热影响部以及焊点，
所述多片钢板中的至少一片钢板是抗拉强度为750MPa～2500MPa的高强度钢板，
所述高强度钢板的由下述(A)式表示的碳当量Ceq为0.20质量％～0.55质量％，
在所述热影响部中，最长部的长度为0.1μm以上的10个以上的铁系碳化物存在于将所述钢板的板厚方向、板面方向分别设定为纵向、横向的一边为10μm的正方形区域内，
所述正方形区域位于从由于所述点焊而形成在所述钢板的表面上的焊接痕的中心通过并且沿着所述钢板的板厚方向切开的截面中，
所述正方形区域的中心位置为在所述截面中自焊点的端部位置起沿与示出所述焊点的端部的线的切线垂直的方向距离100μm的位置，
所述切线是在用于确定所述正方形区域的所述焊点的端部位置处的切线，
用于确定所述正方形区域的所述焊点的端部位置为以所述点焊接头的所述板厚方向的中心为中心沿所述板厚方向处于具有作为所述多片钢板的板厚的总值的总板厚的1/4倍的长度的范围内的位置，
Ceq＝[C]+[Si]/30+[Mn]/20+2[P]+4[S] (A)
所述(A)式中的[C]、[Si]、[Mn]、[P]以及[S]分别为C、Si、Mn、P以及S的各含量，所述含量的单位为质量％。
2.一种点焊方法，其特征在于，其为使多片钢板重合并进行点焊的点焊方法，
所述多片钢板中的至少一片钢板是抗拉强度为750MPa～2500MPa的高强度钢板，
所述高强度钢板的由下述(A)式表示的碳当量Ceq为0.20质量％～0.55质量％，
所述点焊方法包括下述工序：
进行主焊接的工序，在该工序中，在通过焊接电极对所述重合的多片钢板以满足下述(B)式的加压力FE进行了加压的状态下以主焊接电流IW对所述焊接电极进行通电，所述加压力FE的单位为N，所述主焊接电流IW的单位为kA；
当所述主焊接结束时进行主焊接后冷却的工序，在该工序中，保持满足下述(B)式的加压力FE，并以满足下述(C)式的主焊接后冷却时间tS对所述多片钢板进行冷却，所述加压力FE的单位为N，所述主焊接后冷却时间tS的单位为毫秒；
当所述主焊接后冷却结束时进行后通电的工序，在该工序中，保持满足下述(B)式的加压力FE，并以满足下述(D)式的后通电电流IP、满足下述(E)式的后通电时间tP对所述焊接电极进行通电，所述加压力FE的单位为N，所述后通电电流IP的单位为kA，所述后通电时间tP的单位为毫秒；以及
当所述后通电结束时释放加压的工序，在该工序中，以满足下述(F)式的保持时间tH保持满足所述(B)式的加压力FE，然后释放所述加压力FE下的加压，所述保持时间tH的单位为毫秒，所述加压力FE的单位为N，
Ceq＝[C]+[Si]/30+[Mn]/20+2[P]+4[S] (A)
1960×h≤FE≤3920×h (B)
7×h+5≤tS≤300 (C)
0.66×IW≤IP＜IW (D)
48/{(IP/IW)2-0.44}≤tP (E)
0≤tH≤300 (F)
所述(A)式中的[C]、[Si]、[Mn]、[P]以及[S]分别为C、Si、Mn、P以及S的各含量，所述(B)式和所述(C)式中的h为所述钢板的板厚，所述含量的单位为质量％，所述板厚的单位为mm。
3.一种点焊方法，其特征在于，其为使多片钢板重合并进行点焊的点焊方法，
所述多片钢板中的至少一片钢板是抗拉强度为750MPa～2500MPa的高强度钢板，
所述高强度钢板的由下述(A)式表示的碳当量Ceq为0.20质量％～0.55质量％，
所述点焊方法包括下述工序：
进行前通电的工序，在该工序中，在通过焊接电极对所述重合的多片钢板以满足下述(B)式的加压力FE进行了加压的状态下以满足下述(C)式的前通电电流If、满足下述(D)式的前通电时间tf对所述焊接电极进行通电，所述加压力FE的单位为N，所述前通电电流If的单位为kA，所述前通电时间tf的单位为毫秒；
当所述前通电结束时进行前通电后冷却的工序，在该工序中，保持满足下述(B)式的加压力FE，并以满足下述(E)式的前通电后冷却时间tC对所述多片钢板进行冷却，所述加压力FE的单位为N，所述前通电后冷却时间tC的单位为毫秒；
当所述前通电后冷却结束时进行主焊接的工序，在该工序中，保持满足下述(B)式的加压力FE，并以主焊接电流IW对所述焊接电极进行通电，所述加压力FE的单位为N，所述主焊接电流IW的单位为kA；
当所述主焊接结束时进行主焊接后冷却的工序，在该工序中，保持满足下述(B)式的加压力FE，并以满足下述(F)式的主焊接后冷却时间tS对所述多片钢板进行冷却，所述加压力FE的单位为N，所述主焊接后冷却时间tS的单位为毫秒；
当所述主焊接后冷却结束时进行后通电的工序，在该工序中，保持满足下述(B)式的加压力FE，并以满足下述(G)式的后通电电流IP、满足下述(H)式的后通电时间tP对所述焊接电极进行通电，所述加压力FE的单位为N，所述后通电电流IP的单位为kA，所述后通电时间tP的单位为毫秒；以及
当所述后通电结束时释放加压的工序，在该工序中，以满足下述(I)式的保持时间tH保持满足所述(B)式的加压力FE，然后释放所述加压力FE下的加压，所述保持时间tH的单位为毫秒，所述加压力FE的单位为N，
Ceq＝[C]+[Si]/30+[Mn]/20+2[P]+4[S] (A)
1960×h≤FE≤3920×h (B)
0.40×IW≤If＜IW (C)
20≤tf (D)
0≤tC＜200+7×h (E)
7×h+5≤tS≤300 (F)
0.66×IW≤IP＜IW (G)
48/{(IP/IW)2-0.4}≤tP (H)
0≤tH≤300 (I)
所述(A)式中的[C]、[Si]、[Mn]、[P]以及[S]分别为C、Si、Mn、P以及S的各含量，所述(B)式、所述(E)式以及所述(F)式中的h为所述钢板的板厚，所述含量的单位为质量％，所述板厚的单位为mm。
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