CN105339123B - 焊接构造部件和焊接方法 - Google Patents

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Abstract

本发明的目的在于提供一种点焊部具有强度和韧性，通过十字拉伸试验等断裂试验得到的抗断裂强度较高的焊接构造部件和这种构造部件的焊接方法。在本发明的焊接方法中，用一对电极（14）夹着将面相互间重合后的钢板（2），对上述一对电极（14）之间施加直流或第一频率的电力，并利用形成的焊接部（13）将上述钢板（2）相互间点焊，其中，在对上述一对电极（14）之间施加直流或第一频率的电力之后设置冷却期间，接下来对上述电极（14）施加比上述第一频率高的第二频率的电力，通过上述第二频率的电力对上述钢板（2）和上述一对电极（14）接触的区域的外周部附近进行加热，并且对上述焊接部（3）的钢板（2）的重合的接合端部区域进行加热。

Description

焊接构造部件和焊接方法
技术领域
本发明涉及焊接构造部件和焊接方法。进一步详细而言，本发明涉及具有高韧性的点焊部的焊接构造部件和构造部件的焊接方法。
背景技术
点焊装置用于对重合的钢板相互间进行焊接。图36是示意性表示通常进行的钢板50相互间的点焊。如图36所示，钢板50相互间的点焊用一对电极52夹着钢板50相互间的重合部分，使规定的力沿箭头方向作用在该电极52上而对钢板50相互间加压。接着，保持加压状态，同时对电极52施加kA级的大电流，通过焦耳热、即所谓电阻加热使钢板50相互间的压接部分瞬间熔融，形成被称为熔核54的规定直径的熔融的块，来进行点焊(参照例如非专利文献1)。熔核54也被称为熔融凝固部。
图37是通过以往的点焊形成的焊接部截面的详细图。如图37所示，在点焊部53形成熔融凝固部54、包围熔融凝固部54的热影响部55、在热影响部55中形成于钢板50、50之间的边界的塑性金属环区(Corona bond)部位57、以及能够在热影响部55与钢板50、50的边界生成的空隙58。热影响部55也被称为HAZ。塑性金属环区部位57和空隙58分别被称为压接部位、板间隔前端。
而且，存在在空隙58中生成粉末56的情况。粉末56是由于点焊时熔化的钢从熔融凝固部54的区域穿过热熔接影响部55向外部飞溅而在钢板50、50之间的重合部分的空隙58生成，成为焊接凝固部54的一部分。粉末56也被称为中等粉末。由于产生粉末56，所以在焊接部53的内部生成球状的空洞的吹孔(Blow hole)或者飞散的粉末56附着于点焊部53以外的钢板部位。粉末56的产生有可能导致在点焊之后进行的涂装工序中产生缺陷，故不优选。然而，现状是不可避免地会产生粉末56。
然而，近年来，在车辆的生产线中使用的点焊中，为了兼顾车辆的轻量化和安全性，使用高张力钢板作为车体用材料。
图38是检测高张力钢板的点焊强度的拉伸试验所使用的试料的俯视图，(A)示出了重合接头的试料，(B)示出了十字接头的试料。在图38(A)所示的重合接头的试料中，2片长方形的钢板50在其长度方向的端部重合，并在端部进行了点焊。图38(B)所示的十字接头的试料中，使2片长方形的钢板50交叉成十字形状，该交叉的部位进行了点焊。由虚线包围的大致椭圆状部是通过焊接形成的熔核54。在十字拉伸试验中施加的力56由箭头示出。
图39是示意性地表示点焊部的十字拉伸试验的断裂模式的图。如图39所示，断裂模式分成：(a)熔核内表面上断裂；(b)熔核内塞子断裂(Plug rupture)；(c)热影响部内塞子断裂；(d)母材断裂；和(e)未图示的复合型断裂。复合型断裂是上述断裂模式中的(b)～(d)组合而成的断裂。通常，随着断裂位置从上述的断裂模式(b)转移到(d)，存在十字抗断裂强度增加的趋势。
据报告，对于高张力钢板的点焊强度，十字接头的剥离强度即使在材料强度增加时也难以增加，反而难以获得稳定的强度。在十字接头的剥离中不能获得稳定的拉伸强度的理由被认为是由熔核54的圆周上的应力集中的程度非常高引起的。基于上述情况，现状是从确保焊接区域强度的韧性的观点出发，在将强度高的钢板应用于实际的车体时，通过使碳量为一定水准以下等使得焊接区域不会过分变硬、考虑接合面或与对象材料的组合等来设置限制。
另一方面，如果使用高张力钢板则能够有效地使车体轻量化，因此期望强度和延展性两者进一步提高的高张力钢板。通过进一步提高车体用钢板的强度，能够期待进一步的轻量化。通过提高车体用钢板的延展性，能够确保冲压成形性以及在产品状态下发生碰撞时的充分的变形能力。通常，车体用钢板呈现强度提高时延展性下降的趋势。为了同时提高车体用钢板自身的强度和延展性，提高材料的碳含量是有效的。然而，在车体用钢板的点焊时，点焊区域与碳含量成正比地变硬、变脆，因此难以获得稳定的充分的强度。
到目前为止，已经有想要通过焊接方法来解决这种点焊部的强度的配合。例如以规定大小形成熔融接合部之后，尝试通过后通电实施回火。然而，在车体装配中所用的电阻点焊中，要求每一焊点所需要的工序时间至多在1秒以内进行，在用现状的焊接设备通过后通电等进行回火的情况下，该回火效果极为受限。或者，在想要通过回火来获得充分的效果的情况下，需要大幅超过工序的要求时间。这是由于，如果用现有的焊接机进行回火作业，则通电电流流通电极正下方，因此想要获得回火效果的部位与主要发热的部位错开。
在现有的点焊中，焊接部的强度恢复是想要使熔融凝固部的韧性恢复。在这种情况下，在熔核周边的热影响部存在被称为塑性金属环区的较弱的结合状态的区域，不过由于塑性金属环区比较脆弱，所以该结合状态对点焊部位的接合强度没有贡献。也就是说，该区域的硬度由钢板的材料组成决定，强度和韧性的改善、该区域的接合状态的强度改善无法进行。
在专利文献1中公开了一种点焊装置，其包括：具有1对电极的点焊机、以及具有卷绕在1对电极中的1个电极上来配置的加热线圈的高频感应加热装置。该高频感应加热装置包括对工件的被焊接部分进行感应加热的加热线圈和对加热线圈供给高频电力的高频电源。
作为兼具高强度和高韧性的钢，对微细结晶粒的复合组织钢进行了研究，可知碳化物的析出是有效的手段(参照专利文献2)。为了进行碳化物的析出，需要提高材料的碳含量，但是在碳量较高的情况下点焊部变得过硬，因此存在发生脆化而接合部强度显著下降的问题。因此，广泛使用的汽车用钢板能够将碳含量抑制到0.15wt％左右以下。此外，对点焊的电极形状或通电条件进行了研究。然而，只进行了以下研究：在通过对电极通电而形成的点焊区域中，由于点焊区域的冷却较快，所以熔融凝固部和热影响部的金属组织因该冷却而成为马氏体组织，但并没有进行进一步的研究。
在专利文献3中公开了一种在重合的钢板的点焊中低频通电之后进行高频通电的焊接方法。
图40是表示专利文献3中的钢板的加热状态的图。图40(A)是表示仅由低频电流产生的钢板50的加热区域的俯视图，将电极52的轴截面投影于钢板50而成的圆形内部52A成为主要的加热区域。图40(B)是图40(A)的X－X方向的温度分布，在钢板50中将电极52的轴截面投影于钢板50而成的圆形内部52A被集中地加热。
另一方面，高频电流的电流集中在电极52的表面和外周区域。低频电流和高频电流的分布不同是与所谓的表皮厚度相关。
图40(C)是表示仅由高频电流产生的钢板50的加热区域的俯视图。将电极52(参照图36)的轴截面投影于钢板50而成的外周圆及外周圆附近、即作为圆形外部的环状的附近区域52B成为主要的加热区域。40(D)是图40(C)的X－X方向的温度分布。在钢板50中将电极52的轴截面投影于钢板50而成的外周圆及外周圆附近的大致环状的附近区域52B被电阻加热。
因此，在从低频电源和高频电源同时向重合的2片钢板50施加电力时，钢板50的加热区域如图40(E)所示是叠加作为低频电流的通过区域的圆形内部52A和作为高频电流的通过区域的环状的附近区域52B而得到的。而且，由这些电流产生的钢板50的温度分布如图40(F)所示是叠加基于低频电流的温度分布(参照图40(B))和基于高频电流的温度分布(参照图40(D))而得到的。
现有专利文献
专利文献
专利文献1：日本特开2005－211934号公报
专利文献2：日本特开2007－332457号公报
专利文献3：国际公开公报WO2011/JP2011/013793
专利文献4：日本专利第4006513号公报
非专利文献
非专利文献1：社团法人焊接学会编“焊接·接合便览”，丸善株式会社，平成2年9月30日，pp.392－398(日文：社団法人溶接学会編、「溶接·接合便覧」、丸善株式会社、平成2年9月30日、pp.392-398)
非专利文献2：早川正夫、松冈三郎“用原子力显微镜进行的回火马氏体的组织解析”，Materia(日本金属学会会报)，43卷，第9号，pp.717－723，2004年(日文：早川正夫、松岡三郎、「原子間力顕微鏡による焼戻しマルテンサイトの組織解析」、まてりあ、43巻、第9号、pp.717-723、2004年)
发明内容
发明要解决的问题
在现有的点焊中，进行焊接部的强度恢复的尝试基于专利文献3开始，还要求熔融凝固部的强度改善。
本发明的第一目的是鉴于上述问题而提出的，其目的在于提供一种点焊部具有强度和韧性，通过十字拉伸试验等断裂试验得到的抗断裂强度较高的焊接构造部件。本发明的第二目的在于提供这种构造部件的焊接方法。
用于解决问题的手段
为了达成上述第一目的，本发明的焊接构造部件，其包括将钢板的面相互间(彼此)重合、通过点焊形成焊接部而接合的钢板，其中，焊接部具有熔融凝固部和包围熔融凝固部的热影响部，焊接面的硬度从热影响部的外侧区域向热影响部逐渐变得比钢材的母材硬度大。
在上述结构中，优选热影响部和熔融凝固部的金属组织由回火马氏体组织构成。优选热影响部的钢板相互间进行了固相接合。优选焊接部的十字拉伸试验的断裂路径成为裂纹沿着熔融凝固部以外的区域扩展的断裂路径。优选具有使该焊接部的十字拉伸试验的断裂路径成为裂纹的扩展方向在热影响部的内部发生变化的断裂路径的接合强度。
采用上述结构，能够获得点焊部具有较高强度和韧性、通过十字拉伸试验等断裂试验得到的抗断裂强度较高的焊接构造部件。优选焊接部在冷却期间内被冷却到比钢板的马氏体转变结束点的温度低的温度。
为了达成上述第二目的，本发明的点焊方法，用一对电极夹着将面相互间重合后的钢板，对一对电极之间施加直流或第一频率的电力，并利用形成的焊接部将钢板相互间点焊，该点焊方法包括：在对一对电极之间施加直流或第一频率的电力之后设置冷却期间，接下来对电极施加比第一频率高的第二频率的电力，通过第二频率的电力对钢板和一对电极接触的区域的外周部附近进行加热，并且对焊接部的钢板的重合的接合端部区域进行加热。
在上述结构中，也可以在施加第二频率的电力后经过规定时间之后，停止对电极加压。
采用上述结构，用一对电极夹着重合的钢板，通过电阻加热来形成熔融凝固部，并利用频率比直流或低频电力高的高频电力对熔融凝固部的周缘区域进行加热，能够制造强度和韧性较高的焊接构造部件。
发明效果
根据本发明，能够提供一种点焊部具有较高的强度和韧性并且十字拉伸试验的抗断裂强度较高的焊接构造部件和焊接方法。
附图说明
图1是示意性地表示本发明的实施方式涉及的对焊接构造部件进行点焊的焊接装置的结构的一个例子的图。
图2是图1表示的焊接装置的电路图。
图3是表示本发明的加热波形的一个例子的图。
图4是示意性地表示从低频电源和高频电源同时向重合的2片钢板施加电力时钢板上产生的电流分布的截面图。
图5是表示使2片钢板重合的情况下基于高频电流的加热状态的截面图。
图6是示意性地说明冷却期间的钢板冷却的图。
图7是示意性地说明基于高频的第三通电期间的钢板加热的图。
图8是示意性地说明高频通电后的回火的图。
图9是表示使3片钢板重合的情况下基于高频电流的加热状态的截面图。
图10是表示点焊部的十字拉伸试验的断裂方式的JIS分类的图，(a)表示界面断裂，(b)表示部分塞子断裂，(c)和(d)表示塞子断裂。
图11是用示波器测量从低频电源和高频电源施加的电力而得到的波形的一例。
图12是示意性地说明比较例1中利用低频电源进行的电力施加的图。
图13是表示比较例2的通电模式的图。
图14是示意性地说明比较例3中利用低频电源进行的电力施加和利用电炉进行的热处理的图。
图15是表示实施例1、比较例1和比较例3中制作的点焊部件的点焊部的大致中央截面的硬度分布的一例的图。
图16是表示比较例2中制作的点焊部件的点焊部的大致中央截面的硬度分布的一例的图。
图17是表示进行了钢板的焊接部的组织观察的区域的截面图。
图18(a)～(d)是分别表示实施例1、比较例1、比较例2和比较例3的熔核端部截面的组织的光学像。
图19是表示实施例1、比较例1和比较例3的十字拉伸试验的、拉伸即行程与载荷F的关系的图表。
图20是表示比较例2的十字拉伸试验的行程与载荷F的关系的图表。
图21是表示因十字拉伸试验而断裂的焊接部的熔核截面的光学像，(a)是实施例1，(b)是比较例1，(c)是比较例2，(d)是比较例3。
图22是表示实施例1、比较例1和比较例3中制作的点焊部件的断裂载荷的图。
图23是表示实施例1、比较例1和比较例3中制作的点焊部件的断裂载荷与熔核直径的关系的图。
图24是表示实施例1、比较例1和比较例3中制作的点焊部件的拉伸试验后的外观光学像，(a)表示实施例1，(b)表示比较例1，(c)表示比较例3。
图25是表示实施例2、比较例4和比较例5中制作的点焊部件的点焊部的大致中央截面的硬度分布的一例的图。
图26是表示钢板的焊接部的进行了组织观察的区域的截面图。
图27是表示钢板的焊接部的进行了组织观察的区域的截面图，(a)～(c)分别是表示实施例2、比较例4和比较例5的熔核端部截面的组织的光学像。
图28是表示实施例2的十字拉伸试验的、行程与载荷F的关系的图表。
图29是表示因十字拉伸试验而断裂的焊接部的熔核的光学像，(a)表示外观，(b)表示截面。
图30是表示比较例4的十字拉伸试验的行程与载荷F的关系的图表。
图31是表示比较例4的因十字拉伸试验而断裂的焊接部的熔核截面的光学像，(a)表示外观，(b)表示截面。
图32是表示比较例5的十字拉伸试验的行程与载荷F的关系的图表。
图33是表示比较例5的因十字拉伸试验而断裂的焊接部的熔核截面的光学像，(a)表示外观，(b)表示截面。
图34是表示实施例2、比较例4和比较例5的十字拉伸试验的行程与载荷F的关系的图表。
图35是表示实施例2、比较例4和比较例5的断裂载荷的图。
图36是示意性地表示通常进行的钢板相互间的点焊的截面图。
图37是现有的点焊的焊接部截面的详细图。
图38是表示用于检测高张力钢板的点焊强度的拉伸试验所用的试料的俯视图，(A)表示重合接头的试料，(B)表示十字接头的试料。
图39是示意性地表示点焊部的十字拉伸试验的断裂方式的图。
图40是表示专利文献3中的钢板加热状态的图。
附图标记说明
1 焊接构造部件
2 钢板
2B、2C 环状区域
3 点焊部
4 熔融凝固部
5 热影响部
10 焊接装置
10A 焊接用电路部
10B 焊接部
12 枪臂
12A 枪臂的上部
12B 枪臂的上部
13 电极支承部
14 电极
15 浮动电感器
16 低频电源
17 电容器
18 高频电源
20 通电控制部
21 旁路电容器
22 商用电源
23 高频电流阻止用电感器
24 低频电源控制部
26 焊接变压器
28 振荡器
30 匹配变压器
32 高频电流
34 低频电流
具体实施方式
以下，参照附图来说明本发明的实施方式。
(焊接装置)
图1是示意性地表示本发明的实施方式涉及的对焊接构造部件1进行点焊的焊接装置10的结构的一个例子的图。如图1所示，焊接装置10包括：电极臂12；一端分別连接于电极臂12的上部12A、下部12B的电极支承部13；分別连接于各电极支承部13的另一端的一对电极14；经由电感器15连接于电极臂12的焊接用电源16；经由电容器17连接于电极臂12的高频电源18；以及用于对焊接用电源16和高频电源18进行各输出控制的通电控制部20。
另外，虽然图中没有示出，但金属材的焊接装置10还包括用于支承电极臂12的固定底座、用于驱动电极臂12的驱动机构、以及用于从电极支承部13推出一侧的电极14的推压机构等。推压机构是为了利用电极14、14对作为后述的被焊接构造部件1的钢板2、2加压而使用的。
电极臂12具有上部臂12A和下部臂12B，经由各电极支承部13分别与电极14、14连接。电极臂12也称为枪臂。图示的枪臂12具有所谓C形形状，因此称为C型枪臂。在便携式或机器人型等焊接装置中，除C型枪臂12以外也能够使用X型枪等。电极臂12的形状能够应用任何形状，在以下的说明中，对使用C型枪臂12进行焊接的情況进行说明。
一对电极14、14具有间隙地相对，在该间隙中插入有两片钢板2、2。电极14例如由铜材形成为圆、椭圆形状或棒状。
图2是图1所示的焊接装置10的电路图。如图2所示，焊接装置10的电路由以虚线包围的焊接用电路部10A和焊接部10B构成。焊接用电路部10A包括焊接用电源16、高频电源18、电感器15、电容器17、以及对焊接用电源16和高频电源18的各输出进行控制的通电控制部20等电路。焊接部10B构成与焊接用电路部10A电连接的电路，其包括：枪臂12；与枪臂12电连接的一对电极14、14；以及被该ー对电极14、14夹着的钢板2、2。
焊接用电源16是低频电源，例如包括输出频率为50Hz或60Hz的商用电源22、与商用电源22的一端连接的低频电源控制部24、以及与商用电源22的另一端和低频电源控制部24的输出端连接的焊接变压器26。焊接变压器26的二次绕线的两端分別与C型枪臂12的上部臂12A的左侧端部和下部臂12B的左侧端部连接。低频电源控制部24包括晶闸管(Thyristor)等电力控制用半导体元件和栅极驱动电路等，用于控制从商用电源22向电极14的通电等。
与焊接变压器26的C型枪臂12侧、即二次侧绕线26A并联地连接有旁路电容器21。相对于高频电源18的频率，旁路电容器21具有低电容性阻抗。因此，使来自高频电源18的高频电压被施加于二次侧绕线26A的电压为最小限度，能够降低向焊接变压器26的一次侧的高频感应电压。此外，与焊接变压器26的二次侧绕线26A串联地连接有高频电流阻止用电感器23。高频电流阻止用电感器23对低频电流几乎没有影响，而具有防止高频电源18的电流流入低频电源16一侧的作用。
高频电源18包括振荡器28和与振荡器28的输出端连接的匹配变压器30。匹配变压器30的一端与C型枪臂12的上部臂12A连接。匹配变压器30的另一端经由电容器17与C型枪臂12的下部臂12B连接。该电容器17能够兼作后述的串联共振电路的匹配用电容器。电容器17的电容值依赖于振荡器28的振荡频率和C型枪臂12的浮动电感器(Floatinginductance，日文：浮遊インダクタンス)15。振荡器28包括采用各种晶体管的逆变器等，用于控制高频电源18向电极14的通电电力等。
如图2所示，从与焊接变压器26的二次绕线连接的C型枪臂12到电极14、14的路径具有电感器15。电感器15能够利用在C型枪臂12形成的浮动电感器。在电容器17兼作匹配用电容器的情况下，也可以构成由该匹配用电容器17和电感器15构成的串联共振电路。
(焊接方法)
接着，对本发明的构造部件的焊接方法进行说明。
(1)首先对钢板2施加压力。
(2)利用低频的第一通电来去除附着于钢板2的表面的氧化皮。利用低频的第一通电能够减少溅射的产生量。
(3)通过低频的第二通电来进行正式焊接。熔核生长，纵弯曲的同时产生脐部。
(4)设置冷却期间。
(5)利用高频的第三通电，进行钢板2的焊接部位的回火。
(6)停止加压，使电极14离开钢板2。也就是说，消除施加于钢板2的压力。
图3是表示加热波形的一例的图。如图3所示，从低频电源16进行第一通电(图中“第一低频”)，接着结束第一通电，在经过规定的时间之后，从低频电源16进行第二通电(图中“第二低频”)。该第二通电之后是冷却期间。规定的冷却期间之后，进行来自图1所示的高频电源18的第三通电。结束第三通电之后，将钢板2冷却。
(在钢板产生的电流分布)
图4是示意性地表示从低频电源16和高频电源18同时向重合的2片钢板2施加电力时钢板2上产生的电流分布的截面图。在图4中，实线表示由高频电源18产生的高频电流32，虚线表示由低频电源16产生的低频电流34。电极14由铜形成，该电极14的尖前端的直径为6mm，低频电源16的频率为50Hz。1片钢板2的厚度例如为1.2mm，高频电源18的频率例如为25kHz。如图4所示，低频电流34在电极14、14的整个内部流动，因此在钢板2以大约熔核直径的截面积宽度通电。另外，低频电源16和高频电源18的焊接部的加热区域的名称在没有特别说明的情况下使用图40中已说明的名称。
图5是表示使2片钢板2重合的情况下基于高频电流32的加热状态的截面图。如图5所示，利用高频电流32对钢板2的环状的附近区域2B和钢板2的接合面的端部2C进行加热。该端部2C也与形成于钢板2的表面侧的环状的附近区域2B同样地形成为环状。2个部位的附近区域2B和钢板2的接合面的端部2C是高频电流32集中流过的部位。由此，在重合的钢板2中，2个部位的附近区域2B和钢板2的接合面的端部2C这3个部位成为温度因高频电流32而最大上升的部位。如果用高频电流32加热钢板2的接合面的端部2C，则在热影响部5中并未形成有以往形成于钢板2的边界的塑性金属环区(参照图37中标注了附图标记57的部位)，而是形成固相接合。
(表皮厚度)
钢板2的表皮厚度是在向钢板2施加低频或高频电力的情况下电流渗透的大致深度。钢板2的表皮厚度按频率的－1/2次方变化。因此，如果是相同的材料，则钢板2的表皮厚度随着频率下降而变厚，随着频率升高而变薄。一般而言，点焊用的电源是50Hz或60Hz，因此如果电极14的尖前端的直径为6mm左右，则电流就流过整个电极14。
另一方面，在仅对钢板2的表面加热的情况下，通过调整高频电源18的频率，能够设定成距离表面成为规定的表皮厚度。因此，为了选择由高频电源18加热的外周区域的环状的附近区域的加热宽度，设定高频电源18的频率即可。即，通过改变高频电流32的频率，外周区域的加热宽度改变，能够对环状的附近区域2B和端部2C进行回火等加热处理来使环状的附近区域2B和端部2C软化。
图6是示意性地说明冷却期间的钢板2的冷却的图。如图6所示，钢板2的冷却通过向电极14的排热冷却和电极14与钢板2接触的向圆周方向的传热冷却来进行。在这种情况下，电极14用水冷却，因此向电极14的基于排热冷却的排热量较大，冷却的进行从熔核中央部分向端部推进。冷却期间时间越长，冷却区域越大。随着冷却的推进，熔核部被淬火，从奥氏体组织变成硬且脆的马氏体组织。
图7是示意性地说明基于高频的第三通电期间的钢板2加热的图。如图7所示，通过高频通电，在熔核的外周部形成大范围的蓄热环。由熔核部的冷却引起的淬火在基于高频的第三通电的期间内也继续进行，但因蓄热环的热，向外方向的冷却的进行度显著衰减。
图8是示意性地说明高频通电后的回火的图。如图8所示，在高频的第三通电结束之后使电极14上升，释放施加于钢板2的压力。在释放该电极14的同时，热量从蓄热环流入熔核中央方向的低温区域，使电极14所接触的整个区域变成均热。熔核部被该流入的热量回火，变成韧性值高的回火马氏体组织。也就是说，熔核部通过从蓄热环流入的热量对淬火状态的焊接部进行回火。高频的通电路径与经过焊接中央部的低频不同，根据作为高频特性的表皮效应，主要在焊接部的外周的钢板2的表层部生成通电路径，在高频电流32的磁通密度增大的部位产生环状的蓄热区域(称为蓄热环)。
为了通过高频通电对焊接部进行回火来变成韧性值高的回火马氏体组织，在冷却期间内需要将点焊部3冷却到比马氏体转变结束点的温度(称为Mf温度)低的温度。比Mf点低的温度因钢板2的组成而变化。例如含有0.26％的碳(C)的钢板2的Mf温度为300℃左右。
如果对温度比Mf点低的部位重新加热，则变成回火马氏体的组织，韧性提高。本发明的特征在于能够获得没有角的硬度分布。在从焊接部位的整个区域的温度在达不到Mf温度的300℃以下的状况、即包含不完全淬火部分的状态起开始进行回火的情况下，如后述的图16的比较例2所示，在焊接部位截面的硬度分布中，硬度分布呈M形，在钢板2的母材和热影响部5的端部产生的硬度较高的区域因以角的形态残留、断裂模式不良、抗断裂强度不足而不优选。
如果本发明的点焊部3的整个区域被冷却到300℃以下，则硬度分布如后述的图15的实施例1所示，硬度大致一定，在钢板2的母材和热影响部5的端部产生的角不再出现，从热影响部5到熔融凝固部5成为韧性高的回火马氏体组织。在这种情况下，通过对仅低频的焊接追加高频通电加热来对焊接部进行回火，十字拉伸试验的拉伸抗断裂强度大致倍增。例如在低频的焊接中拉伸抗断裂强度为3.5kN～4kN的情况下，本发明的焊接的拉伸抗断裂强度为7kN～8kN以上。
硬度分布的基本形态按冷却时间(冷却)制作，焊接部内部的硬度的上升下降能够用高频的输入电力量(热)来调整。因冷却而温度为Mf点(300℃)以下的部位的组织通过回火而从淬火马氏体变成回火马氏体。
如后述的图18(a)所示，点焊后的点焊部3的组织成为具有轮廓的小竹状的组织。如果高频电力变大，则小竹状的回火组织变粗。深浅、粗细随着加热时间或输出的大小而改变。通过长时间冷却后的回火制作出具有轮廓的微细的组织，但在点焊中有时间的限制，导致成为小竹状的组织。
例如在点焊部3的硬度分布中，在假设角部的最佳硬度为550～560(Hv)的情况下，组织的冷却时间和高频电力的关系如下所述。
(a)通过高输出施加，组织变粗。
(b)通过高输出和长时间施加，组织变粗，碳化物析出而变浓。
(c)长时间地碳化物析出而变浓。
另一方面，在现有的仅低频通电的焊接的组织中，如后述的图18(b)所示，不形成清晰的轮廓而根据条件不同仅以深浅呈现小竹状或鳞片状的组织。在不完全的回火的情况下，不形成清晰的轮廓而呈现类似海蕴的海绵状的组织，形状或密度也散乱。
在冷却中，温度不降至Mf点以下的部位作为从奥氏体的转换部，在硬度分布中以角状残存。组织硬且脆。
根据本发明，对拉伸抗断裂强度、断裂模式、组织进行比较，能够决定冷却时间、高频电力的大小、高频电力的施加时间。另外，上述是板厚、即t＝1.2mm的条件。
在上述说明中，示出了进行点焊的对象为钢板2、2的例子，不过形状不限于板状，可以是任意形状。此外，示出了对2片钢板2进行点焊的例子，不过也可以是3片以上的多个板的焊接。
图9是表示使3片钢板重合的情况下基于高频电流32的加热状态的截面图。如图9所示，在使3片钢板2重合的情况下，利用高频电流32对由2个部位的环状的附近区域2B、以及2个部位的钢板2的接合面的端部2C构成的4个部位的环状区域2B、2C进行加热。
图10是表示对焊接构造部件1的点焊部3进行十字拉伸试验时的断裂方式的JIS分类的图，(a)表示界面断裂，(b)表示部分塞子断裂(Partial plug rupture，日文原文：部分プラグ破断)，(c)和(d)表示塞子断裂(Plug rupture，日文原文：プラグ破断)。
关于图10(a)的界面断裂，十字拉伸试验的负荷方向和裂纹(crack)的扩展方向直到最后为止不同，抗断裂强度较低。图10(b)的部分塞子断裂是裂纹的扩展方向在熔核的内部变化的断裂方式，抗断裂强度较低。图10(c)的塞子断裂是裂纹的扩展方向在热影响部5的内部变化的断裂方式，抗断裂强度增大。图10(d)的塞子断裂是裂纹的扩展方向从热影响部5的外部开始的所谓母材断裂，抗断裂强度增大。
在以下所示的实施例的焊接构造部件1中，十字拉伸试验的断裂方式按图10的JIS分类表示，将点焊为塞子断裂的情况判断为能够点焊。另外，点焊部3的各部分名称在没有特别说明的情况下使用图39中已说明的名称。
下面，利用实施例进一步详细说明本发明。
实施例1
(2片钢板的点焊)
下面，对利用焊接装置10对钢板2进行点焊的具体例子进行详细说明。
对2片钢板2进行点焊。所用的钢板2、低频电源16、高频电源18等条件如下所示。
钢板2：厚度1.2mm，大小50mm×150mm
低频电源16：50Hz、电极14为铜制，该电极14的尖前端的直径为6mm，尖前端的R为40mm、电源电容为50kVA。
低频电源16的通电时间：0.34秒
高频电源18：25kHz、29kW
高频电源18的通电时间：0.7秒
钢板2的组成(质量％)例如含有0.26％的C(碳)作为铁以外的成分。
参照图3，对实施例1的来自低频电源16和高频电源18的电力施加进行说明。
首先，从低频电源16施加电力进行焊接。如图3所示，在第一通电和第二通电这两个阶段的通电进行低频电源16的接通。设利用第一通电产生的第一电流的上升为1个周期(0.02秒)，接着，设保持第一电流的最大值的第一通电为周期(0.02秒)。第一电流的值的最大值约为9kA。在第一通电之后，进行1个周期(0.02秒)的冷却，然后进行第二通电。设利用第二通电产生的第二电流值的最大值为7.2kA来通电14个周期。利用低频电源16进行的两个阶段的通电还包含冷却等在内为17个周期。1个周期为0.02秒，因此焊接时间为0.34秒。在来自低频电源16的第二通电结束之后，设冷却时间为1秒。接着，使来自高频电源18的电力为29kW施加0.7秒。施加了来自高频电源18的电力之后，0.02秒后停止利用电极14的加压。
图11是用示波器测量从低频电源16和高频电源18施加的电力而得到的波形的一例。
在实施例1中，设图3的冷却期间为1秒，使利用频率25kHz的高频电力进行的第三通电以29kW进行0.7秒。
(比较例1)
作为与实施例1相对的比较例1，通过仅低频电源16的通电对2片钢板2进行点焊。也就是说，进行了通常的点焊。所用的钢板2和电极14与实施例1相同。
图12是示意性地说明比较例1中利用低频电源进行的电力施加的图。通电模式如下所示。
利用第一通电产生的第一电流的上升：1个周期(0.02秒)
第一通电(图中记载为“第一低频”)：9kA、1个周期(0.02秒)
冷却：1个周期(0.02秒)
第二通电(图中记载为“第二低频”)：5.5kA、6kA、7.2kA、14个周期(0.28秒)
第三通电(图中记载为“第三低频”)：3.6kA、5个周期(0.1秒)
熔核直径由第二通电时的电流值决定。通过进行了通常的点焊之后的焊接部位的截面观察来测量熔核直径。第二通电时的电流为5.5kA、6kA、6.5kA、7.2kA时的熔核部分别是约4.4mm、约4.9mm、约5.4mm、约6mm。
(比较例2)
比较例2是在比较例1的第二通电与第三通电之间插入1秒冷却期间的点焊。除了插入有冷却期间以外，低频的第一～第三通电等的加热条件与比较例1相同。
图13是表示比较例2的通电模式的图。通电模式如下所示。
利用低频第一通电产生的第一电流的上升：1个周期(0.02秒)
低频第一通电：9.0kA、1个周期(0.02秒)
低频冷却：1个周期(0.02秒)
低频第二通电：7.2kA、14个周期(0.28秒)
冷却期间：50个周期(1秒)
低频第三通电：6.0kA、10个周期(0.2秒)
保持时间：1个周期(0.02秒)
(比较例3)
作为与实施例1相对的比较例3，以比较例1的通电模式通过仅低频电源16的通电进行点焊，并且用电炉对该进行了焊接的钢板进行热处理。热处理在300℃进行30分钟。
图14是示意性地说明比较例3中利用低频电源16进行的电力施加和利用电炉进行的热处理的图。通电模式如下所示。
比较例3：利用第一通电产生的第一电流的上升：1个周期(0.02秒)
第一通电：9kA、1个周期(0.02秒)
冷却：1个周期(0.02秒)
第二通电：7.2kA、14个周期(0.28秒)
第三通电：3.6kA、5个周期(0.1秒)
图15是表示实施例1、比较例1和比较例3中制作的点焊部件1的点焊部3的大致中央截面的硬度分布的一例的图。图15的横轴表示沿着点焊部3的钢板2、2的重合部的方向上的位置，与点焊部3的截面对比地进行表示。图15的纵轴是维氏硬度(HV)。点焊前的钢板(母材)2的维氏硬度(HV)是465Hz左右。图15所示的实施例1、比较例1和比较例3中的低频的第二通电的电流都是7.2kA、14个周期，熔核直径是6mm。
如图15所示，可知在实施例1的情况下，测量位置的左侧、即热影响部5的左外部侧的硬度为455～470HV、热影响部5的左侧的硬度为460～550HV、熔融凝固部4的硬度为530～550HV、热影响部5的右侧的硬度为530～410HV、热影响部5的右外部侧的硬度为455～460HV。实施例1的硬度分布相对于母材的硬度465HV，热影响部5和熔融凝固部4的硬度在530～550HV之间为大致平坦的硬度分布。
如图15所示，在比较例1的情况下，测量位置的左侧、即热影响部5的左外部侧和右外部侧的硬度分布具有峰值为约610HV的角状的形状，热影响部5和熔融凝固部4的硬度为580～620HV的平坦的硬度分布。
对实施例1和比较例1的点焊部3的硬度分布进行比较。可知在实施例1中，没有在比较例1的热影响部5的最外侧产生的角，硬度整体上降低。熔融凝固部4的中央部的硬度为约530～550HV左右，为比母材的硬度465HV高约85HV的硬度。
实施例1的点焊部3的硬度分布，与在施加低频电力之后利用电炉进行回火的热处理的比较例3相比熔融凝固部4的中央部的硬度稍低，但是能够获得大致类似的硬度分布。
图16是表示比较例2中制作的点焊部件1的点焊部3的大致中央截面的硬度分布的一例的图。图16的纵轴是维氏硬度(HV)。点焊前的钢板(母材)2的维氏硬度(HV)是465Hz左右。比较例2的中央截面的硬度分布能够获得与比较例1相比角部的强度增大、熔核部的硬度下降的M型的硬度分布。
(熔核端部截面的组织观察)
图17是表示进行了钢板2的焊接部的组织观察的区域的截面图，图18(a)～(d)是分别表示实施例1、比较例1、比较例2和比较例3的熔核端部截面的组织的光学像。倍率是1000倍。钢板2的焊接部的表面的金属组织是利用专利文献4和非专利文献2中公开的电解研磨法进行平坦化而得到的。
如图18(a)所示，实施例1的熔核端部截面的组织是回火马氏体组织。如图18(b)所示，比较例1的熔核端部截面的组织是淬火马氏体组织。如图18(c)所示，比较例2的熔核端部截面的组织是类似于实施例1的回火马氏体组织的组织。如图18(d)所示，比较例3的熔核端部截面的组织是回火马氏体组织。
对实施例1和比较例2、3的焊接试料进行十字拉伸试验，求出断裂载荷F(kN)。
图19是表示实施例1、比较例1和比较例3的十字拉伸试验的、拉伸即行程与载荷F的关系的图表，图20是表示比较例2的十字拉伸试验的行程与载荷F的关系的图表。图21是表示因十字拉伸试验而断裂的焊接部的熔核截面的光学像，(a)是实施例1，(b)是比较例1，(c)是比较例2，(d)是比较例3。
如图19所示，可知十字拉伸试验的拉伸、即行程按比较例1、比较例3、实施例1的顺序增大。如图20所示，可知比较例2的十字拉伸试验的行程呈现与比较例3类似的特性。
基于上述十字拉伸试验的结果可知实施例1的焊接试料的强度较大。
实施例1的焊接构造部件1的样本数是5个。
在熔核直径为6mm的情况下，各焊接构造部件1的断裂载荷分别是8.39kN、8.02kN、7.90kN、7.26kN、8.64kN，断裂载荷的平均值FAV是8.04kN，作为断裂载荷的最大值与最小值之差的范围R为1.38kN，标准偏差(σ)是0.47kN，断裂载荷的平均值FAV与熔核直径之比(FAV/ND)是1.34kN/mm。实施例1的各焊接构造部件1的断裂如图21(a)所示，都是塞子断裂。通过十字拉伸试验获得的各测量值汇集在表1中示出。
(表1)
断裂模式○：塞子断裂、可看作塞子断裂
×：界面断裂、部分塞子断裂
对比较例1的焊接试料进行十字拉伸试验，求出断裂载荷F(kN)。比较例1的焊接构造部件的样本数是5个。
在熔核直径为6mm的情况下，各焊接构造部件的断裂载荷分别是4.6kN、4.20kN、4.50kN、4.59kN、4.36kN，断裂载荷的平均值FAV是4.45kN，作为断裂载荷的最大值与最小值之差的范围R为0.40kN，标准偏差(σ)是0.15kN，断裂载荷的平均值FAV与熔核直径之比(FAV/ND)是0.74kN/mm。比较例1的各焊接构造部件的断裂如图21(b)所示，是界面断裂或部分塞子断裂。
对比较例2的焊接试料进行十字拉伸试验，求出断裂载荷F(kN)。比较例2的焊接构造部件的样本数是5个。
在熔核直径为6mm的情况下，各焊接构造部件的断裂载荷分别是7.00kN、6.79kN、7.46kN、6.96kN、7.59kN，断裂载荷的平均值FAV是7.16kN，作为断裂载荷的最大值与最小值之差的范围R为0.80kN，标准偏差(σ)是0.31kN，断裂载荷的平均值FAV与熔核直径之比(FAV/ND)是1.2kN/mm。比较例2的各焊接构造部件的断裂如图21(c)所示，是部分塞子断裂。
比较例2是在比较例1的低频电力的第二通电与第三通电之间设置有冷却期间的焊接试料。基于上述结果，在比较例2中，与比较例1相比，十字拉伸试验的断裂载荷F增大，断裂模式也不产生比较例1的界面断裂，能够获得部分塞子断裂，但是不能获得实施例1和后述的比较例3的完全的塞子断裂。
对比较例3的焊接试料进行十字拉伸试验，求出断裂载荷F(kN)。比较例3的焊接构造部件的样本数是5个。
在熔核直径为6mm的情况下，各焊接构造部件的断裂载荷分别是7.75kN、7.60kN、7.95kN、8.15kN、8.11kN，断裂载荷的平均值FAV是7.91kN，作为断裂载荷的最大值与最小值之差的范围R为0.55kN，标准偏差(σ)是0.21kN，断裂载荷的平均值FAV与熔核直径之比(FAV/ND)是1.32kN/mm。比较例3的各焊接构造部件的断裂如图21(d)所示，是塞子断裂。
图22是表示实施例1、比较例1和比较例3中制作的点焊部件1的断裂载荷的图。图22的纵轴是断裂载荷(kN)。如图22所示，实施例1、比较例1和比较例3的平均断裂载荷分别是8.04kN、4.45kN、7.91kN。基于十字拉伸试验可知，实施例1的焊接试料的断裂载荷是比较例1的约2倍，并且能够获得与比较例3的断裂载荷同样的强度。而且，在实施例1的十字拉伸试验的断裂模式中，与比较例3的断裂模式同样地能够实现塞子断裂(参照图10(c)和(d))。也就是说，与比较例1和比较例2的断裂模式为界面断裂或部分塞子断裂相比，可知在实施例1中断裂模式也得到了改善。
(小径熔核的形成)
在实际的点焊中，因电极14的尖前端的变形和磨耗，直径减少。因此，在流过相同电流的情况下，电极14的电流密度逐渐变化。一般而言，在点焊中，如果焊接次数、即点焊(shot)次数增加，则电极14的电流密度下降，结果是有熔核直径减小的趋势。如上所述，熔核直径由低频的第二通电时的电流值决定。减小第二通电时的电流值进行点焊，以使熔核直径为小于6mm的5.4mm、4.9mm、4.4mm。点焊的其它条件与电极14的直径为6mm的实施例1、比较例1和比较例3的情况相同。
(实施例1中小径熔核的形成)
使第二通电时的电流值为6.5kA、6.0kA、5.5kA，使熔核直径分别为5.4mm、4.9mm、4.4mm。第二通电时的周期数为14个周期。焊接构造部件1的样本数是5个。这些条件在后述的比较例1和比较例3中也是同样的。
在熔核直径为5.4mm的情况下，各焊接构造部件1的断裂载荷分别是7.21kN、6.82kN、7.15kN、6.96kN、6.26kN，断裂载荷的平均值FAV是6.88kN，范围R是0.95kN，标准偏差(σ)是0.34kN，FAV/ND是1.27kN/mm。
在熔核直径为4.9mm的情况下，各焊接构造部件1的断裂载荷分别是5.70kN、5.84kN、5.87kN、5.60kN、5.68kN，断裂载荷的平均值FAV是5.74kN，范围R是0.27kN，标准偏差(σ)是0.10kN，FAV/ND是1.17kN/mm。
在熔核直径为4.4mm的情况下，各焊接构造部件1的断裂载荷分别是5.99kN、6.28kN、5.99kN、5.59kN、5.55kN，断裂载荷的平均值FAV是5.88kN，范围R是0.73kN，标准偏差(σ)是0.27kN，FAV/ND是1.34kN/mm。将通过上述十字拉伸试验得到的各测量值汇集在表2中示出，其中也包括熔核直径为6mm的情况。
(表2)
(比较例1中小径熔核的形成)
使第二通电时的电流值与实施例1相同，制作熔核直径分别为5.4mm、4.9mm、4.4mm的焊接构造部件。焊接构造部件的样本数为5个。
在熔核直径为5.4mm的情况下，各焊接构造部件的断裂载荷分别是3.03kN、3.03kN、2.89kN、3.22kN、3.10kN，断裂载荷的平均值FAV是3.05kN，范围R是0.33kN，标准偏差(σ)是0.11kN，FAV/ND是0.57kN/mm。在熔核直径为4.9mm的情况下，各焊接构造部件的断裂载荷分别是2.90kN、3.36kN、3.44kN、3.12kN、3.02kN，断裂载荷的平均值FAV是3.17kN，范围R是0.54kN，标准偏差(σ)是0.20kN，FAV/ND是0.65kN/mm。在熔核直径为4.4mm的情况下，各焊接构造部件的断裂载荷分别是2.61kN、2.50kN、2.23kN、2.16kN、2.80kN，断裂载荷的平均值FAV是2.46kN，范围R是0.64kN，标准偏差(σ)是0.24kN，FAV/ND是0.56kN/mm。将通过上述十字拉伸试验得到的各测量值汇集在表3中示出，其中也包括熔核直径为6mm的情况。
(表3)
(比较例3中小径熔核的形成)
使第二通电时的电流值与实施例1相同，制作熔核直径分别为5.4mm、4.9mm、4.4mm的焊接构造部件。焊接构造部件1的样本数为5个。
在熔核直径为5.4mm的情况下，各焊接构造部件的断裂载荷分别是5.73kN、6.39kN、7.72kN、7.06kN、6.50kN，断裂载荷的平均值FAV是6.68kN，范围R是1.99kN，标准偏差(σ)是0.67kN，FAV/ND是1.24kN/mm。在熔核直径为4.9mm的情况下，各焊接构造部件的断裂载荷分别是6.03kN、6.62kN、6.64kN、5.66kN、5.60kN，断裂载荷的平均值FAV是6.11kN，范围R是1.04kN，标准偏差(σ)是0.45kN，FAV/ND是1.25kN/mm。在熔核直径为4.4mm的情况下，各焊接构造部件的断裂载荷分别是5.34kN、5.91kN、5.77kN、5.13kN、5.16kN，断裂载荷的平均值FAV是5.46kN，范围R是0.78kN，标准偏差(σ)是0.32kN，FAV/ND是1.24kN/mm。将通过上述十字拉伸试验得到的各测量值汇集在表4中示出，其中也包括熔核直径为6mm的情况。
(表4)
图23是表示实施例1、比较例1和比较例3中制作的点焊部件1的断裂载荷与熔核直径的关系的图。图23的纵轴是断裂载荷(kN)，横轴是熔核直径(mm)。如图23所示，实施例1的焊接构造部件1的十字拉伸试验时的断裂载荷能够容易得到大约6～8kN以上。这些值是作为比较例1的情况下的断裂载荷的2～4kN以上的大致2倍以上，是与在低频通电后用电炉实施了热处理的比较例3的情况相同的断裂载荷。在实施例1中，在调整了后期加热的高频电力的情况下，本发明的焊接构造部件1的十字拉伸试验时的断裂载荷在熔核直径为6mm的情况下也能够为8kN以上。该断裂载荷是现有的焊接构造部件、即比较例1的断裂载荷的2倍以上的强度。因此，由实施例1的焊接构造部件1得到的断裂载荷与仅低频电源16的点焊的情况下的比较例1相比，能够显著提高断裂载荷。
图24是表示实施例1、比较例1和比较例3中制作的点焊部件1的拉伸试验后的外观光学像，(a)表示实施例1，(b)表示比较例1，(c)表示比较例3。从图24可知，在实施例1和比较例3中，即使使熔核直径发生变化也能够得到塞子断裂。然而，在比较例1中，即使使熔核直径发生变化也是界面断裂或部分塞子断裂，不能得到实施例1和比较例2的塞子断裂。
从上述实施例和比较例的十字拉伸试验时的断裂载荷结果可知，从2片厚度为1.2mm的钢板的焊接开始，在低频焊接后设置一定的冷却期间，焊接部整体成为Mf点以下之后，通过高频通电使在焊接部的外周区域产生的蓄热环的热量流入到焊接部，对淬火状态的焊接部进行回火，由此能够提高焊接部的抗断裂强度并改善断裂模式。
焊接部的冷却较大地依赖于向水冷后的电极14的排热，冷却的进行从焊接部中心向外周方向进行。为了焊接部整体成为Mf点以下的大致300℃的温度，已知在所使用的直径为6mm的电极14中冷却时间需要为0.7秒以上。
实施例2
(3个钢板的点焊)
接着，使3片在实施例1中使用的钢板2重合来进行点焊。
3片钢板2的点焊与实施例1同样地进行。下面示出通电模式。
利用低频第一通电产生的第一电流的上升：1个周期(0.02秒)
低频第一通电：9.0kA、1个周期(0.02秒)
低频冷却：1个周期(0.02秒)
低频第二通电：6.5kA、14个周期(0.28秒)
冷却期间：60个周期(1.2秒)
高频通电：29kW、0.6秒
保持时间：1个周期(0.02秒)
(比较例4)
作为相对于实施例2的比较例4，与比较例1同样地进行3片钢板2的点焊。以下示出通电模式。
利用第一通电产生的第一电流的上升：1个周期(0.02秒)
第一通电：9kA、1个周期(0.02秒)
冷却：1个周期(0.02秒)
第二通电：6.5kA、14个周期(0.28秒)
第三通电：3.3kA、5个周期(0.1秒)
保持时间：1个周期(0.02秒)
(比较例5)
作为相对于实施例2的比较例5，与比较例2同样地对3片钢板2进行焊接。通过以比较例2的通电模式仅低频电源16的通电进行焊接，对进行了该焊接的钢板用电磁炉进行了热处理。热处理以300℃进行了30分钟。
图25是表示实施例2、比较例4和比较例5中制作的点焊部件1的点焊部3的大致中央截面的硬度分布的一例的图。图25的横轴表示使3片点焊部3的钢板2重合部的方向上的位置，与点焊部3的截面对比地进行表示。图25的纵轴是维氏硬度(HV)。点焊前的钢板(母材)2的维氏硬度(HV)是465Hz左右。图25所示的实施例2、比较例4和比较例5中的低频的第二通电的电流都是6.5kA，推定熔核直径是约6mm。
如图25所示，可知在实施例2的情况下，测量位置的左侧、即热影响部5的左外部侧的硬度为470HV、热影响部5的左侧的硬度为530～550HV、熔融凝固部4的硬度为520HV、热影响部5的右侧的硬度为550HV、热影响部5的右外部侧的硬度为470HV。实施例2的硬度分布与比较例4的通常焊接相比，硬度整体下降，与比较例4相比，成为肩部的硬度较低的弓形的硬度分布。
如图25所示可知，比较例5的硬度分布具有与比较例4相同的硬度分布的形状，但是为整体低约20～30HV左右的硬度。
比较实施例2与比较例4的点焊部3的硬度分布。可知在实施例2中，虽然有在比较例4的热影响部的最外侧产生的角，但是硬度整体较低。熔融凝固部4的中央部的硬度为520～530HV左右，其硬度比母材的硬度465HV高约55～65HV。
比较实施例2与比较例5的点焊部3的硬度分布。可知在实施例2中，虽然有在比较例5的热影响部的最外侧产生的角，但是硬度整体较低。可知实施例2的熔融凝固部4的中央部的硬度与比较例5相比下降了约10～20HV。
(熔核端部截面的组织观察)
图26是表示钢板2的焊接部的进行了组织观察的区域的截面图。图27是表示钢板2的焊接部的进行了组织观察的区域的截面图，(a)～(c)分别是表示实施例2、比较例4和比较例5的熔核端部截面的组织的光学像。倍率是1000倍。如图27(a)所示，实施例2的熔核端部截面的组织是回火马氏体的组织。如图27(b)所示，比较例4的熔核端部截面的组织是淬火马氏体组织。如图27(c)所示，比较例5的熔核端部截面的组织是回火马氏体的组织。
对实施例2以及比较例4、5的焊接试料进行十字拉伸试验，求出断裂载荷F(kN)。实施例2的焊接构造部件1的样本数是5个。在推定熔核直径为6mm的情况下，实施例2的各焊接构造部件1的断裂载荷分别是8.07kN、8.54kN、8.75kN、8.86kN、9.09kN，断裂载荷的平均值FAV是8.66kN，作为断裂载荷的最大值与最小值之差的范围R为1.02kN，标准偏差(σ)是0.35kN，断裂载荷的平均值FAV与熔核直径之比(FAV/ND)是1.42kN/mm。将通过这些十字拉伸试验获得的各测量值汇集在表5中示出。
(表5)
断裂模式○：塞子断裂、可看作塞子断裂
×：界面断裂、部分塞子断裂
图28是表示实施例2的十字拉伸试验的、行程与载荷F的关系的图表，图29是表示因十字拉伸试验而断裂的焊接部的熔核的光学像，(a)表示外观，(b)表示截面。如图28所示，十字拉伸试验为熔核直径是6mm、断裂载荷是9.09kN的情况。如图28所示，在实施例2中，无论哪个焊接构造部件都是塞子断裂。
比较例4的焊接构造部件通过通常的低频焊接制作，其样本数是5个。
在推定熔核直径为6mm的情况下，各焊接构造部件的断裂载荷分别是4.53kN、5.27kN、5.36kN、4.9kN、4.99kN，断裂载荷的平均值FAV是5.01kN，范围R为0.83kN，标准偏差(σ)是0.29kN，FAV/ND是0.82kN/mm。将通过这些十字拉伸试验获得的各测量值汇集在表6中示出。
(表6)
断裂模式○：塞子断裂、可看作塞子断裂
×：界面断裂、部分塞子断裂
图30是表示比较例4的十字拉伸试验的行程与载荷F的关系的图表，图31是表示比较例4的因十字拉伸试验而断裂的焊接部的熔核截面的光学像，(a)表示外观，(b)表示截面。如图30所示，十字拉伸试验为熔核直径是6mm、断裂载荷是约5kN的情况。如图31所示，在比较例4中，在熔核和热影响部淬火，变成硬且脆的组织。如果在这种状态下进行十字拉伸试验，则裂纹的扩展沿着熔核中心部方向瞬间加剧，其结果是成为所谓的界面断裂的断裂形态。在比较例4的焊接构造部件中，断裂载荷是实施例2的约1/2。比较例4的焊接构造部件的断裂被推定为熔融凝固部的断裂，无法获得实施例2那样的塞子断裂。
比较例5的焊接构造部件是在进行了比较例4的通常的低频焊接之后，使用电炉以300℃进行30分钟的热处理来制作的。样本数是5个。在推定熔核直径为6mm的情况下，各焊接构造部件的断裂载荷分别是8.99kN、8.50kN、8.58kN、9.53kN、8.67kN，断裂载荷的平均值FAV是8.85kN，范围R为1.03kN，标准偏差(σ)是0.38kN，FAV/ND是1.45kN/mm。在比较例5中，无论哪个焊接构造部件都与实施例2同样地塞子断裂。将通过这些十字拉伸试验获得的各测量值汇集在表7中示出。
(表7)
断裂模式○：塞子断裂、可看作塞子断裂
×：界面断裂、部分塞子断裂
图32是表示比较例5的十字拉伸试验的行程与载荷F的关系的图表。图33是表示比较例5的因十字拉伸试验而断裂的焊接部的熔核截面的光学像，(a)表示外观，(b)表示截面。如图32所示，十字拉伸试验为熔核直径是6mm、断裂载荷是约9kN的情况。如图33所示，比较例5的断裂模式与实施例2同样地能够获得塞子断裂。
汇集并示出实施例2、比较例4和比较例5的结果。
图34是表示实施例2、比较例4和比较例5的十字拉伸试验的行程与载荷F的关系的图表，图35是表示实施例2、比较例4和比较例5的断裂载荷的图。从图34和图35可知，采用实施例2的方式，则即使在3片钢板2的点焊的情况下，也能够获得与比较例5同样的断裂载荷，并且断裂模式能够获得在比较例4的现有的焊接中无法实现的塞子断裂。
本发明不限定于上述的实施方式，在权利要求所记载的发明范围内能够进行各种变形，显然这些变形也包含在本发明的范围内。上述实施方式中的冷却时间能够根据低频电力的施加时间、钢板2的碳组成等以及形状适当地设计，以便能够获得规定的十字抗断裂强度。

Claims (10)

1.一种焊接构造部件，其特征在于：其包括将钢板的面相互间重合、通过点焊形成焊接部而接合的所述钢板，
所述焊接部具有熔融凝固部和包围该熔融凝固部的热影响部，
焊接面的硬度从所述热影响部的外侧区域向该热影响部逐渐变得比所述钢板的母材硬度大，所述焊接构造部件采用下列焊接方法获得：
用一对电极夹着将面相互间重合后的钢板，对所述一对电极之间施加直流或第一频率的电力，并利用形成的焊接部将所述钢板相互间点焊，所述焊接方法包括：
在对所述一对电极之间施加直流或第一频率的电力之后设置冷却期间，
所述焊接部在所述冷却期间内被冷却到比所述钢板的马氏体转变结束点的温度低的温度，
接下来对所述电极施加比所述第一频率高的第二频率的电力，
通过所述第二频率的电力对所述钢板和所述一对电极接触的区域的外周部附近进行加热，并且对所述焊接部的钢板的重合的接合端部区域进行加热。
2.根据权利要求1所述的焊接构造部件，其特征在于：
所述热影响部和所述熔融凝固部的金属组织由回火马氏体组织构成。
3.根据权利要求1所述的焊接构造部件，其特征在于：
所述热影响部的所述钢板相互间进行了固相接合。
4.根据权利要求1所述的焊接构造部件，其特征在于：
所述焊接部的十字拉伸试验的断裂路径成为裂纹沿着所述熔融凝固部以外的区域扩展的断裂路径。
5.根据权利要求1所述的焊接构造部件，其特征在于：
具有使所述焊接部的十字拉伸试验的断裂路径成为裂纹的扩展方向在所述热影响部的内部发生变化的断裂路径的接合强度。
6.根据权利要求1所述的焊接构造部件，其特征在于：
所述熔融凝固部和所述热影响部的硬度为大致平坦的硬度且具有无角的硬度分布。
7.一种焊接方法，其特征在于：用一对电极夹着将面相互间重合后的钢板，对所述一对电极之间施加直流或第一频率的电力，并利用形成的焊接部将所述钢板相互间点焊，所述焊接方法包括：
在对所述一对电极之间施加直流或第一频率的电力之后设置冷却期间，
将所述焊接部在所述冷却期间内被冷却到比所述钢板的马氏体转变结束点的温度低的温度，
接下来对所述电极施加比所述第一频率高的第二频率的电力，
通过所述第二频率的电力对所述钢板和所述一对电极接触的区域的外周部附近进行加热，并且
对所述焊接部的钢板的重合的接合端部区域进行加热。
8.根据权利要求7所述的焊接方法，其特征在于：
在施加所述第二频率的电力后经过规定时间之后，停止对所述电极加压。
9.根据权利要求7所述的焊接方法，其特征在于：
通过所述冷却期间将所述焊接部的组织变成淬火马氏体，通过所述第二频率的电力加热，将所述焊接部的组织从淬火马氏体变为回火马氏体。
10.根据权利要求7所述的焊接方法，其特征在于：
使焊接面的硬度从热影响部的外侧区域向该热影响部逐渐变得比所述钢板的母材硬度大，使熔融凝固部和所述热影响部的硬度为大致平坦的硬度且为无角的硬度分布。
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