JP7364113B2 - 抵抗スポット溶接部材およびその抵抗スポット溶接方法 - Google Patents
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Description
0.25×(10×t+2)/50≦WT≦0.50×(10×t+2)/50 ・・(1)
300-500×t+250×t2≦HT ・・(2)
ただし、条件(1)および(2)において、t:板厚(mm)、WT:溶接通電時間(ms)、HT:溶接通電後の保持時間(ms)とする。
[1] 重ね合わせた複数の鋼板が抵抗スポット溶接された抵抗スポット溶接部材であって、
前記重ね合わせた複数の鋼板のうち少なくとも1枚は、鋼板表面にZn系めっき層を有するZnめっき鋼板であり、
前記重ね合わせた複数の鋼板の鋼板間に形成されたZn合金層におけるFe濃度をCFe(mass%)、
ナゲット端部から該CFeの測定位置までの距離をL(μm)としたとき、
該CFeおよび該Lが、以下の(1)式および(2)式の関係を満たす、抵抗スポット溶接部材。
CFe≧20 ・・・(1)
0<L≦500 ・・・(2)
[2] 前記重ね合わせた複数の鋼板のうち、Si含有量が最も大きい鋼板のSi濃度をCSi(mass%)としたとき、
該CSiが、以下の(3)式の関係を満たす、[1]に記載の抵抗スポット溶接部材。
CFe≧-[L×(20+CSi×10)/500]+40+CSi×10 ・・・(3)
ここで、(3)式に示す、CFeは重ね合わせた複数の鋼板の鋼板間に形成されたZn合金層におけるFe濃度(mass%)であり、Lはナゲット端部からCFeの測定位置までの距離(μm)である。
[3] 前記重ね合わせた複数の鋼板のうち少なくとも1枚は、引張強さが980MPa以上である、[1]または[2]に記載の抵抗スポット溶接部材。
[4] 前記重ね合わせた複数の鋼板のうち、引張強さが最も大きい鋼板の引張強さをTSmax(MPa)、引張強さが最も小さい鋼板の引張強さをTSmin(MPa)としたとき、
該TSmaxおよび該TSminが、以下の(4)式の関係を満たす、[1]~[3]のいずれか1つに記載の抵抗スポット溶接部材。
TSmax/TSmin≧1.2 ・・・(4)
[5] 前記重ね合わせた複数の鋼板の枚数が、3枚以上である、[1]~[4]のいずれか1つに記載の抵抗スポット溶接部材。
[6] [1]~[5]のいずれか1つに記載の抵抗スポット溶接部材の抵抗スポット溶接方法であって、
重ね合わせた複数の鋼板を一対の溶接電極で挟持し、加圧しながら通電して接合を行い、ナゲットを形成する本通電工程と、
該ナゲットの形成後に後熱処理を行う後通電工程とを有し、
前記本通電工程における電流値の平均値をIm(kA)、前記後通電工程における電流値の平均値をIp(kA)、前記後通電工程における通電時間の総和をtp(ms)としたとき、
該Im、該Ipおよび該tpが、以下の(5)式の関係を満たす、抵抗スポット溶接部材の抵抗スポット溶接方法。
(Ip/Im)2×tp≧20×CSi+50 ・・・(5)
ここで、(5)式に示す、CSiは重ね合わせた複数の鋼板のうち、Si含有量が最も大きい鋼板のSi濃度(mass%)である。
[7] 前記本通電工程では、少なくとも1箇所の溶接打点については、前記溶接電極による加圧を行う直前に、以下の(a)~(e)のうちから選択された1つまたは2つ以上の状態を満たす、[6]に記載の抵抗スポット溶接部材の抵抗スポット溶接方法。
(a)前記溶接電極と前記重ね合わせた複数の鋼板との打角が0.2度以上である状態
(b)一対の前記溶接電極の芯ずれ量が0.1mm以上である状態
(c)いずれかの前記溶接電極と前記重ね合わせた複数の鋼板との間に隙間が0.5mm以上ある状態
(d)前記重ね合わせた複数の鋼板のうち、少なくとも1組以上の鋼板間に隙間が0.5mm以上ある状態
(e)前記溶接打点の中心から前記重ね合わせた複数の鋼板の鋼板端面までの最短距離が10mm以下である状態
[8] 前記本通電工程と前記後通電工程との間には、通電を休止する無通電工程を有し、
かつ、前記本通電工程後に、該無通電工程および前記後通電工程を2回以上繰り返す、[6]または[7]に記載の抵抗スポット溶接部材の抵抗スポット溶接方法。
図2~4を参照して、本発明の抵抗スポット溶接部材を説明する。図2~4には、一例として、本発明の抵抗スポット溶接部材における、抵抗スポット溶接部およびその周辺の一部を拡大した板厚方向断面図を示す。この拡大した箇所とは、図2~4中に示す四角枠で囲った領域である。
まず、図5および図6を参照して、本発明の技術思想を詳細に説明する。
図5および図6には、本発明の溶接部材の抵抗スポット溶接部(以下、「溶接部」と称する)における、鋼板間に形成されたZn合金層のFe濃度(CFe)とナゲット端部から該Fe濃度の測定点までの距離(L)との関係を示す。図5および図6において、縦軸は上記Fe濃度(mass%)であり、横軸は上記のナゲット端部からの距離(μm)である。
CFe≧20 ・・・(1)
0<L≦500 ・・・(2)
CFeが20(mass%)未満の状態では、板-板間のFe-Znの合金化が不十分であり、ナゲット近傍の板-板間に液体Znが存在する可能性が高まる。この状態で、電極の加圧力や鋼板の熱膨張、更に鋼板の収縮などに起因する引張応力が溶接部に付与された際、LME割れが発生しやすくなる。このような理由から、(1)式におけるCFeは20(mass%)以上とする。CFeは、30(mass%)以上とするのが好ましく、40(mass%)以上とするのがさらに好ましい。(1)式におけるCFeの上限は特に規定しない。CFeが大きいほどZn合金層の融点が上昇し、LME割れ抑止に有効のためである。しかし、CFeを過度に大きくするためには、ナゲットを形成した後に、非常に長時間の後通電処理が必要となり、タクトタイムの増加を招く場合がある。そのため、(1)式におけるCFeは98(mass%)以下とするのが好ましく、95(mass%)以下とするのがさらに好ましい。
具体的には、ナゲット端部から一定距離だけ移動したZn合金層の板厚方向中心を測定点としてFe濃度を測定し、加えて板厚方向に上下それぞれ1μmずつ離れた位置でも測定を行い、これら計3点のFe濃度の平均値をCFeとする。
また、例えば3枚の鋼板を重ね合わせた板組の場合、上板-中板間と中板-下板間に、Zn合金層が形成される。上述の方法で上板-中板間と中板-下板間のCFeをそれぞれ求め、それらの最小値をCFeとする。鋼板の枚数が4枚以上の場合も同様とする。
上述のとおり、重ね合わせた複数の鋼板のうち少なくとも1枚はZnめっき鋼板である。LME割れは、少なくとも1枚のZnめっき鋼板を用いた際に発生する現象のためである。なお、重ね合わせた複数の鋼板(板組)は、全ての鋼板がZnめっき鋼板であってもよいし、Znめっき鋼板と金属めっき層を有さない鋼板とを重ね合わせてもよい。いずれの場合でも本発明の効果を得られる。
本発明では、上記の重ね合わせた複数の鋼板のうち、Si含有量が最も大きい鋼板のSi濃度をCSi(mass%)としたとき、該CSiが、以下の(3)式の関係を満たすことが好ましい。この場合に、本発明の効果をより有効に得ることができる。
CFe≧-[L×(20+CSi×10)/500]+40+CSi×10 ・・・(3)
ここで、(3)式に示す、CFeは重ね合わせた複数の鋼板の板間に形成されたZn合金層におけるFe濃度(mass%)であり、Lはナゲット端部からCFeの測定位置までの距離(μm)である。
CFe≧-[L×(20+CSi×10)/500]+60+CSi×10
なお本発明において、上記したCSiの濃度は、後述する実施例に記載の方法で測定することができる。
また、LME割れは高強度鋼板において発生しやすい。そのため、本発明では、上記の重ね合わせた複数の鋼板のうち少なくとも1枚は、引張強さが980MPa以上であることが好ましい。この場合に、鋼板を高強度化してもLME割れを抑制できることから、溶接部材の衝突特性の向上などの効果が期待でき、本発明の効果をより有効に得ることができる。鋼板の引張強さは、好ましくは3000MPa以下とするのが好ましい。
上述した通り、重ね合わせた複数の鋼板における鋼板間の強度差が顕著な場合には、溶接での冷却時の変態挙動の差に伴う引張応力により、LME割れが発生しやすくなる。そのため、本発明では、上記の重ね合わせた複数の鋼板のうち、引張強さが最も大きい鋼板の引張強さをTSmax(MPa)、引張強さが最も小さい鋼板の引張強さをTSmin(MPa)としたとき、該TSmaxおよび該TSminが、以下の(4)式の関係を満たすことが好ましい。この場合に、LME割れが生じやすい板組でもLME割れが抑制でき、自動車の構造設計の自由度が向上することから、本発明の効果をより有効に得ることができる。
TSmax/TSmin≧1.2 ・・・(4)
TSmax/TSmin≧1.5の関係を満たすことがさらに好ましい。(4)式の上限は特に規定しない。自動車用鋼板の実用的な強度レベルの観点からは、(TSmax/TSmin)の値は、好ましくは12.0以下とする。
Cは、鋼板の高強度化に寄与する元素である。したがって、C含有量は0.1%以上とすることが好ましい。より好ましくは0.12%以上とする。一方、Cは過剰に添加すると、溶接部が過剰に硬化し、溶接部の靭性低下を引き起こす。したがって、C含有量は0.4%以下とすることが好ましい。より好ましくは0.38%以下とする。
Siは、鋼板の強度および伸びを向上させるのに有効な元素である。したがって、Si含有量は0.02%以上とすることが好ましい。より好ましくは0.1%以上とする。一方、Siの過剰な添加は、耐LME性やめっき性の低下を引き起こす。したがって、Si含有量は2.5%以下とすることが好ましい。より好ましくは2.0%以下とする。
Mnは、鋼板の高強度化に寄与する元素である。したがって、Mn含有量は1.0%以上とすることが好ましい。より好ましくは1.2%以上とする。一方、Mnの過剰な添加は、ナゲットにおける合金元素の凝固偏析を促し、溶接部の靭性低下を引き起こす。したがって、Mn含有量は5.0%以下とすることが好ましい。より好ましくは3.5%未満とする。
Pは、過剰に添加された場合、ナゲットの凝固偏析によって溶接部の靭性低下を引き起こす。そのため、P含有量は0.05%以下とすることが好ましい。より好ましくは0.02%以下とする。特にP含有量の下限は規定しないが、極低P化は製鋼コストが上昇する、そのため、P含有量は0.005%以上とすることが好ましい。
Sの含有量が多い場合には、ナゲットの凝固偏析によって溶接部の靭性低下を引き起こす。そのため、S含有量は0.01%以下とすることが好ましい。より好ましくは0.005%以下である。特にS含有量の下限は規定しないが、極低S化は製鋼コストが上昇する。そのため、S含有量は0.0002%以上とすることが好ましい。
Alは脱酸に必要な元素であり、この効果を得るためには0.01%以上含有することが望ましい。一方、Alの過剰な添加は鋼板中の介在物が増加し、局部変形能が低下し、鋼板の延性が低下する。そのため、その上限は1.00%とすることが好ましい。より好ましくは0.80%以下である。
Nは粗大な窒化物を形成することで局部変形能が低下し、鋼板の延性が低下することから、含有量を抑えることが望ましい。これは、Nが0.01%以上でこの傾向が顕著となることから、Nの含有量を0.01%未満とすることが好ましい。より好ましくは0.0075%以下である。特にN含有量の下限は規定しないが、極低N化は製鋼コストが上昇する。そのため、N含有量は0.0001%以上とすることが好ましい。
Nbは微細な炭窒化物を形成することで鋼板の析出硬化に有効である。その効果を得るためにはNbを0.005%以上含有させることが好ましい。一方、多量にNbを添加すると、伸びが著しく低下するだけでなく、連続鋳造後にスラブ割れが生じるため、その含有量は0.1%以下とすることが好ましい。より好ましくは0.07%以下であり、さらに好ましくは0.055%以下である。
Tiは微細な炭窒化物を形成することで鋼板の析出硬化に有効である。その効果を得るためにはTiを0.005%以上含有させることが好ましい。一方、多量にTiを添加すると、伸びが著しく低下するため、その含有量は0.1%以下とすることが好ましい。より好ましく0.065%以下である。
Vは微細な炭窒化物を形成することで、鋼板の析出硬化に有効である。このような作用を有するために、Vの添加量を0.005%以上含有させることが好ましい。一方、多量のVを添加させても、0.05%を超えた分の強度上昇効果は小さく、そのうえ、合金コストの増加も招いてしまう。したがって、Vの含有量は0.05%以下とすることが好ましい。
Crは抵抗溶接部にマルテンサイトを生成させやすいため、せん断引張強度の高強度化に寄与する元素である。この効果を発揮させるためには、0.05%以上含有させることが好ましい。一方、1.0%超含有させると、面欠陥が発生しやすくなるためその含有量は1.0%以下とすることが好ましい。好ましくは0.8%以下である。
MoもCrと同様、抵抗溶接部にマルテンサイトを生成させやすいため、せん断引張強度の高強度化に寄与する元素である。これら効果を発揮させるためには、0.01%以上含有させることが望ましい。好ましくは0.02%以上である。また、0.5%超含有させても前述の効果が飽和するためコストが上昇するだけとなるため、その含有量は0.5%以下とすることが好ましい。より好ましくは0.42%以下である。
Cuは鋼板の固溶強化に寄与する元素である。これら効果を発揮するためには0.005%以上含有させることが好ましい。一方、1.0%超含有させても効果が飽和し、またCuに起因する表面欠陥が発生しやすくなるため、その含有量は1.0%以下とすることが好ましい。
Niは鋼板の固溶強化および変態強化により高強度化に寄与する元素である。これら効果を発揮させるためには0.005%以上含有させることが好ましい。また、Cuと同時に添加すると、Cu起因の表面欠陥を抑制する効果があるため、Cu添加時に有効である。一方、0.50%超含有させても効果が飽和するため、その含有量を0.50%以下とすることが好ましい。
Bは鋼板の焼入れ性を向上させ、高強度化に寄与する元素である。この効果を発揮するために、0.0002%以上含有させることが好ましい。一方、0.010%超含有させても効果が飽和するため、その含有量を0.010%以下とすることが好ましい。好ましくは0.008%以下である。
Sbは鋼板表層部に生じる脱炭層を抑制する効果を有するため、鋼板表面におけるマルテンサイトの減少を抑制することができる。このような効果を発現するためにはその含有量を0.001%以上とすることが好ましい。一方、Sbが0.20%超添加されると、圧延負荷荷重を増大させるため、生産性を低下させることから、0.20%以下とすることが好ましい。
CaおよびREM(希土類金属)は、硫化物の形状を球状化することで耐遅れ破壊特性の向上に寄与する元素であり、必要に応じて添加することができる。これらの効果を発揮するためにはそれぞれ0.0005%以上含有させることが好ましい。一方、それぞれ0.02%を超えて含有させても効果が飽和するため、その含有量をそれぞれ0.02%以下とすることが好ましい。
次に、本発明の溶接部材を製造するための、抵抗スポット溶接方法の一実施形態について説明する。
ナゲット近傍の板-板間のFe-Znの合金化を促すには、ナゲットを形成してから溶接電極を解放するまでの間に、後熱処理によって溶接部を適正に高温保持することが有効となる。
(Ip/Im)2×tp≧20×CSi+50 ・・・(5)
ここで、(5)式に示す、CSiは重ね合わせた複数の鋼板のうち、Si含有量が最も大きい鋼板のSi濃度(mass%)である。
(Ip/Im)2×tp≧20×CSi+100
なお、後通電工程の入熱が増加するほど、板-板間のZn合金層の合金化が促され、CFeの増加に有効であることから((Ip/Im)2×tp)の上限値は特に規定しない。しかし、過大な入熱による顕著な散りの発生や、自動車製造工程のタクトタイムの過大増加を防ぐため、(5)式に示す、((Ip/Im)2×tp)の値は(300×CSi+3700)以下とすることが好ましい。
(Ip/Im)の値が2.0以下となることで、後通電工程によるナゲットの再溶融および成長の抑制が可能となり、散りの発生を防止できる。上記(Ip/Im)は、好ましくは1.8以下とする。また上記(Ip/Im)は、好ましくは0.5以上、より好ましくは0.9以上とし、さらに好ましくは1.0以上とする。
(a)溶接電極と重ね合わせた複数の鋼板との打角が0.2度以上である状態
(b)一対の溶接電極の芯ずれ量が0.1mm以上である状態
(c)いずれかの溶接電極と重ね合わせた複数の鋼板との間に隙間が0.5mm以上ある状態
(d)重ね合わせた複数の鋼板のうち、少なくとも1組以上の鋼板間に隙間が0.5mm以上ある状態
(e)溶接打点の中心から重ね合わせた複数の鋼板の鋼板端面までの最短距離が10mm以下である状態
これらの溶接施工外乱は、いずれも電極解放時における溶接部の温度および/または引張応力を、局所的に上昇させるため、LME割れが発生しやすい状態となる。しかし、本発明によりCFeを適正化することで、これらの溶接施工外乱がある状態であってもLME割れを抑制することができ、部材製造時の施工外乱管理の裕度が向上する。以下、各施工外乱の詳細について説明する。
打角とは、鋼板に対して電極が傾く角度、すなわち、「電極加圧力方向と鋼板板厚方向との成す角度」を意味する。打角が大きいと、溶接部に曲げ応力が加わり、局所的に大きな圧縮塑性変形が生じることで、冷却後の引張応力が増加する。打角は0.2度以上の場合に、本発明の効果を有効に得ることができる。打角が過大の場合はナゲット形成が不安定となり、散り発生の原因となるため、打角は10度以下とすることが好適である。打角は、さらに好ましくは1度以上とし、さらに好ましくは8度以下とする。
芯ずれとは、一対の溶接電極の中心軸が揃っていない状態を意味する。上述した打角と同様、芯ずれが大きいと、溶接部に曲げ応力が加わることで、LME割れが発生しやすくなる。芯ずれ量が0.1mm以上の場合に、本発明の効果を有効に得ることができる。芯ずれ量が過大の場合はナゲット形成が不安定となり、散り発生の原因となるため、芯ずれ量は5mm以下とすることが好適である。芯ずれ量は、さらに好ましくは0.2mm以上とし、さらに好ましくは3mm以下とする。
加圧開始直前にいずれかの溶接電極と鋼板の間に隙間がある状態では、例えば片方の電極が可動(以下、可動側電極)、もう片方の電極が固定(以下、固定側電極)としたとき、固定側電極と鋼板の間に隙間がある状態では、可動側電極による加圧が開始された際、鋼板が曲げ変形するため、溶接部に曲げ応力が加わる。これにより、LME割れが発生しやすくなる。この溶接電極と鋼板の間の隙間量が0.5mm以上の場合に、本発明の効果を有効に得ることができる。この隙間量が過大の場合はナゲット形成が不安定となり、散り発生の原因となるため、この隙間量は5mm以下とすることが好適である。隙間量は、さらに好ましくは1mm以上とし、さらに好ましくは3mm以下とする。
(c)と同様、加圧開始直前にいずれかの鋼板間に隙間がある状態では、鋼板が曲げ変形が生じるため、溶接部に曲げ応力が加わることで、LME割れが発生しやすくなる。この隙間量が0.5mm以上の場合に、本発明の効果を有効に得ることができる。この隙間量が過大の場合はナゲット形成が不安定となり、散り発生の原因となるため、この隙間量は4mm以下とすることが好適である。隙間量は、さらに好ましくは1mm以上とし、さらに好ましくは3mm以下とする。
なお、上記の「1組以上の鋼板間の隙間」とは、重ね合わせた2枚以上の鋼板において、上下方向に配置された2枚の鋼板を1組とするとき、1組以上の鋼板間に隙間あることを意味する。
溶接打点中心から鋼板端面までの最短距離が大きいと、鋼板端面では溶接部からの熱伝導が阻害されるので、溶接部の冷却速度が過度に低下する場合がある。そのため、電極解放時の温度が増加することで、LME割れが発生しやすくなる。溶接打点中心から鋼板端面までの最短距離が10mm以下の場合に、本発明の効果を有効に得ることができる。また、この最短距離が3mm未満の場合、溶接時の散り発生が顕著となり、ナゲット径がばらつきやすくなることで、溶接部の強度が不安定化する。そのため、この最短距離は3mm以上とするのが好適である。この最短距離は、さらに好ましくは4mm以上とし、さらに好ましくは8mm以下とする。
本発明では、本通電工程と後通電工程との間には、通電を休止する無通電工程を有し、かつ、本通電工程後に無通電工程および後通電工程を2回以上繰り返すことが好ましい。これにより、本発明の効果をより有効に得ることができる。
また、表2の「施工外乱」欄に示す符号は、上述の溶接施工外乱に示した(a)~(e)に対応している。表2の溶接条件に示す「tp(ms)」とは、後通電工程の通電時間の総和であり、無通電工程に示す「-」とは、無通電工程を有さないことを示す。
また、表2の溶接条件に示す「無通電工程・後通電工程の繰返し数」とは、無通電工程を有する場合、本通電工程後に無通電工程および後通電工程が繰返される数を示す。例えば、「本通電工程-後通電工程」の場合には上記繰返し数は「0」となり、「本通電工程-無通電工程-後通電工程」の場合には繰返し数が「1」となる。また例えば、上記繰返し数が「3」の場合には「本通電工程-無通電工程(1)-後通電工程(1)-無通電工程(2)-後通電工程(2)-無通電工程(3)-後通電工程(3)」であることを示す。
溶接部材の溶接部中央をマイクロカッターで切断した後、断面観察によってLME割れの有無を評価した。具体的には、表2に示す各溶接条件でそれぞれ10体の溶接部材を作製したうえで板-板間のLME割れを確認し、以下の基準で評価を行った。評価結果は表2に示した。
A:10体すべて割れ無し
B:割れ発生した継手が2体以下、かつ割れ深さの最大値が100μm未満
F:割れ発生した継手が3体以上、または割れ深さの最大値が100μm以上
ここでは、評価結果が「A」および「B」の場合に、合格と評価した。
上述の断面観察時にはLME割れの確認だけでなく、エネルギー分散型X線装置(EDX)を用いてナゲット近傍の板-板間のZn合金層中のFe濃度を任意の位置で測定し、CFeを算出した。具体的には、ナゲット端部から一定距離だけ移動したZn合金層の板厚方向中心を測定点としてFe濃度を測定し、加えて板厚方向に上下それぞれ1μmずつ離れた位置でも測定を行い、これら計3点のFe濃度の平均値をCFeとした。なお、CFeとなる箇所はナゲット両端部側に形成されるが、ここでは一方側のCFeを測定した。
また、ナゲット端部からCFeの測定点までの距離は、走査型電子顕微鏡(SEM)による観察で測定した。
なお、3枚の鋼板を重ね合わせた板組(板組No.b~j)の場合、鋼板1-鋼板2間と鋼板2-鋼板3間に、Zn合金層が形成される。ここでは、鋼板1-鋼板2間と鋼板2-鋼板3間のそれぞれでCFeを測定し、その最小値を各式の計算に用いた。
測定結果は表2に示した。
4 溶接部
4a ナゲット
4b 溶接熱影響部
5 Zn合金層
6 抵抗スポット溶接部材
7 鋼板の合わせ面
8、9 溶接電極
Claims (8)
- 重ね合わせた複数の鋼板が抵抗スポット溶接された抵抗スポット溶接部材であって、
前記重ね合わせた複数の鋼板のうち少なくとも1枚は、鋼板表面にZn系めっき層を有するZnめっき鋼板であり、
前記重ね合わせた複数の鋼板の鋼板間に形成されたZn合金層におけるFe濃度をCFe(mass%)、
ナゲット端部から該CFeの測定位置までの距離をL(μm)としたとき、
該CFeおよび該Lが、以下の(1)式および(2)式の関係を満たす、抵抗スポット溶接部材。
CFe≧20 ・・・(1)
0<L≦500 ・・・(2) - 前記重ね合わせた複数の鋼板のうち、Si含有量が最も大きい鋼板のSi濃度をCSi(mass%)としたとき、
該CSiが、以下の(3)式の関係を満たす、請求項1に記載の抵抗スポット溶接部材。
CFe≧-[L×(20+CSi×10)/500]+40+CSi×10 ・・・(3)
ここで、(3)式に示す、CFeは重ね合わせた複数の鋼板の鋼板間に形成されたZn合金層におけるFe濃度(mass%)であり、Lはナゲット端部からCFeの測定位置までの距離(μm)である。 - 前記重ね合わせた複数の鋼板のうち、引張強さが最も大きい鋼板の引張強さをTSmax(MPa)、引張強さが最も小さい鋼板の引張強さをTSmin(MPa)としたとき、
該TSmaxおよび該TSminが、以下の(4)式の関係を満たす、請求項1に記載の抵抗スポット溶接部材。
TSmax/TSmin≧1.2 ・・・(4) - 前記重ね合わせた複数の鋼板のうち、引張強さが最も大きい鋼板の引張強さをTSmax(MPa)、引張強さが最も小さい鋼板の引張強さをTSmin(MPa)としたとき、
該TSmaxおよび該TSminが、以下の(4)式の関係を満たす、請求項2に記載の抵抗スポット溶接部材。
TSmax/TSmin≧1.2 ・・・(4) - 請求項1~4のいずれか1項に記載の抵抗スポット溶接部材の抵抗スポット溶接方法であって、
重ね合わせた複数の鋼板を一対の溶接電極で挟持し、加圧しながら通電して接合を行い、ナゲットを形成する本通電工程と、
該ナゲットの形成後に後熱処理を行う後通電工程とを有し、
前記本通電工程における電流値の平均値をIm(kA)、前記後通電工程における電流値の平均値をIp(kA)、前記後通電工程における通電時間の総和をtp(ms)としたとき、
該Im、該Ipおよび該tpが、以下の(5)式の関係を満たす、抵抗スポット溶接部材の抵抗スポット溶接方法。
(Ip/Im)2×tp≧20×CSi+50 ・・・(5)
ここで、(5)式に示す、CSiは重ね合わせた複数の鋼板のうち、Si含有量が最も大きい鋼板のSi濃度(mass%)である。 - 前記本通電工程では、少なくとも1箇所の溶接打点については、前記溶接電極による加圧を行う直前に、以下の(a)~(e)のうちから選択された1つまたは2つ以上の状態を満たす、請求項5に記載の抵抗スポット溶接部材の抵抗スポット溶接方法。
(a)前記溶接電極と前記重ね合わせた複数の鋼板との打角が0.2度以上である状態
(b)一対の前記溶接電極の芯ずれ量が0.1mm以上である状態
(c)いずれかの前記溶接電極と前記重ね合わせた複数の鋼板との間に隙間が0.5mm以上ある状態
(d)前記重ね合わせた複数の鋼板のうち、少なくとも1組以上の鋼板間に隙間が0.5mm以上ある状態
(e)前記溶接打点の中心から前記重ね合わせた複数の鋼板の鋼板端面までの最短距離が10mm以下である状態 - 前記本通電工程と前記後通電工程との間には、通電を休止する無通電工程を有し、
かつ、前記本通電工程後に、該無通電工程および前記後通電工程を2回以上繰り返す、請求項5に記載の抵抗スポット溶接部材の抵抗スポット溶接方法。 - 前記本通電工程と前記後通電工程との間には、通電を休止する無通電工程を有し、
かつ、前記本通電工程後に、該無通電工程および前記後通電工程を2回以上繰り返す、請求項6に記載の抵抗スポット溶接部材の抵抗スポット溶接方法。
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