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

Description

本発明は、複数の鋼板を抵抗スポット溶接した部材に関し、特に、自動車などの構造部品の部材として好適な抵抗スポット溶接部材およびその抵抗スポット溶接方法に関する。

近年、環境問題の高まりからＣＯ₂排出規制が厳格化しており、自動車分野においては燃費向上に向けた車体の軽量化が課題となっている。そのために自動車部品への高強度鋼板の適用による自動車部品の薄肉化が進められており、引張強さ（ＴＳ）が９８０ＭＰａ以上の鋼板の適用が進められている。

また、自動車の組み立てでは、コストや製造効率の観点から、プレス成形された自動車部品を抵抗スポット溶接により組み合わせることが多い。一般に、重ね合わせた鋼板同士の接合には、重ね抵抗溶接法の一種である抵抗スポット溶接方法が用いられている。この溶接法は、図１に示すように、重ね合わせた２枚以上の鋼板１、２を一対の溶接電極８、９により挟んで、その鋼板の上下側から一対の溶接電極８、９で加圧しつつ、上下の溶接電極間に高電流の溶接電流を短時間通電して鋼板を接合する方法である。なお、図１には２枚の鋼板を重ね合わせた状態を示している。高電流の溶接電流を流すことで発生する抵抗発熱を利用して、点状の溶接部４を得る。この点状の溶接部４はナゲットと呼ばれ、重ね合わせた鋼板に電流を流した際に鋼板の接触箇所で両鋼板１、２が溶融し、凝固した部分であり、これにより鋼板同士が点状に接合される。

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

また、自動車部品への高強度鋼板の適用にあたり、耐食性の観点から、雨水に曝される部位には亜鉛（Ｚｎ）等の防錆能を有するめっき鋼板が使用される。しかしながら、表面処理鋼板を含む複数の鋼板を重ね合わせた板組の抵抗スポット溶接においては、溶接部に割れが生じることがあるという問題があった。ここで、表面処理鋼板とは、電気亜鉛めっきおよび溶融亜鉛めっき（合金化溶融亜鉛めっきを含む）に代表される亜鉛めっきや、亜鉛の他にアルミニウムやマグネシウムなどの元素を含んだ亜鉛合金めっきなどの金属めっき層を母材（下地鋼板）の表面上に有する鋼板を言う。亜鉛めっきや亜鉛合金めっきの融点は、表面処理鋼板の母材の融点よりも低いため以下のような問題がある。

すなわち、溶接部の割れは、溶接中に鋼板表面の低融点の金属めっき層が溶融し、溶接電極の加圧力や鋼板の熱膨張、更に鋼板の収縮による引張応力が溶接部に加わった際に、溶融した低融点金属が表面処理鋼板の母材の結晶粒界に侵入して粒界強度を低下させ、割れを引き起こす、いわゆる液体金属脆性に起因する割れであると考えられている（以下、「ＬＭＥ割れ」と称す）。ＬＭＥ割れの発生位置は、図７に示すような、溶接電極８、９と接する側の鋼板１、２の表面や、鋼板同士が接する側の鋼板１、２の表面など、様々である。

このようなＬＭＥ割れの対策として、例えば特許文献１～４の技術が挙げられる。特許文献１では、板組である鋼板の成分組成を特定範囲とすること、具体的には、重量％で、Ｃ：０．００３～０．０１％、Ｍｎ：０．０５～０．５％、Ｐ：０．０２％以下、ｓｏｌ.Ａｌ：０．１％以下、Ｔｉ：４８×（Ｎ／１４）～４８×｛（Ｎ／１４）＋（Ｓ／３２）｝％、Ｎｂ：９３×（Ｃ／１２）～０．１％、Ｂ：０．０００５～０．００３％、Ｎ：０．０１％以下、Ｎｉ：０．０５％以下、残部Ｆｅおよび不可避的不純物からなる成分組成とすることが提案されている。

特許文献２では、以下の条件（１）および（２）を満足させるように溶接通電時間および溶接通電後の保持時間を設定してスポット溶接を行う、高強度めっき鋼板のスポット溶接方法が提案されている。
０．２５×(１０×ｔ＋２)／５０≦ＷＴ≦０．５０×(１０×ｔ＋２)／５０ ・・（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。

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

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

特許文献４では、スポット溶接に先だって、溶接される部分のめっき層を除去することにより、ＬＭＥ割れを防止する技術が提案されている。

特開平１０－１９５５９７号公報 特開２００３－１０３３７７号公報 特開２００３－２３６６７６号公報 国際公開第２０１６／１５９１６９号

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

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

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

特許文献４では、事前にめっき層を除去する工程が必要であるため、製造コストが増加する。また、めっき層を除去しているため、溶接部の耐食性が低下すると考えられる。

本発明は、上記のような事情に鑑みてなされたものであり、特に高強度鋼板を用いた板組において、鋼板の成分組成や板組によらずＬＭＥ割れの抑止が可能で、かつ該板組に含まれるＺｎめっき鋼板のめっき層を除去することなく溶接部材を製造可能な、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を提供することを目的とする。

発明者らは、上記の目的を達成すべく、鋭意検討を重ねた結果、以下の知見を得た。

溶接時に発生する割れに対する本発明の効果は、種々の因子が複雑に影響しているため単純には説明できないが、抵抗スポット溶接部のＬＭＥ割れは、溶接時の施工外乱などによって、溶接部に過大な引張残留応力が発生した際に生じやすい。特に、鋼板同士が接する鋼板の合わせ面側においては、抵抗スポット溶接の通電および加圧終了後に、溶接電極を開放した際に局所的に引張応力が大きい領域でＬＭＥ割れを発生しやすいことが知られている。他にも、重ね合わせた鋼板間の強度差が顕著な場合には、冷却時の変態挙動の差に伴う引張応力も発生しやすくなると考えられる。

上述した通り、ＬＭＥ割れは、Ｚｎなどの液体金属が鋼板と接した状態で引張応力が付与されることで発生する。そのため、鋼板間（板－板間）のＦｅとＺｎとの合金化を促し、ナゲット近傍の板－板間に残存するＺｎ合金層中のＦｅ濃度を一定以上とすることで、引張応力が付与された時点で板－板間に液体Ｚｎが存在しないようにする。本発明者は、これにより、ＬＭＥ割れが抑止可能であるとの着想を得た。また、板－板間に残存するＺｎ合金層中のＦｅ濃度を一定以上とするための適切な溶接条件があることも見出した。

本発明は、上記の知見に基づいてなされたものであり、その要旨構成は次のとおりである。
［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Ｃ_Fe（ｍａｓｓ％）、
ナゲット端部から該Ｃ_Feの測定位置までの距離をＬ（μｍ）としたとき、
該Ｃ_Fe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。
Ｃ_Fe≧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Ｃ_Si（ｍａｓｓ％）としたとき、
該Ｃ_Si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。
Ｃ_Fe≧－[Ｌ×(２０＋Ｃ_Si×１０)／５００]＋４０＋Ｃ_Si×１０ ・・・（３）
ここで、（３）式に示す、Ｃ_Fe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Ｃ_Fe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×Ｃ_Si＋５０ ・・・（５）
ここで、（５）式に示す、Ｃ_Si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。

本発明によれば、特に高強度鋼板を用いた板組において、鋼板の成分組成や板組によらずＬＭＥ割れの抑止が可能で、かつ該板組に含まれるＺｎめっき鋼板のめっき層を除去することなく溶接継手を製造可能な、抵抗スポット溶接部材およびその溶接方法を提供できる。

図１は、抵抗スポット溶接の一例を模式的に示す断面図である。 図２は、本発明の一実施形態に係る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を模式的に示す断面図である。 図３は、本発明の他の実施形態に係る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を模式的に示す断面図である。 図４は、本発明の他の実施形態に係る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を模式的に示す断面図である。 図５は、Ｃ_Si＝１．０ｍａｓｓ％の場合の、本発明の抵抗スポット溶接部材における、Ｃ_Feとナゲット端部からの距離との関係を示すグラフである。 図６は、Ｃ_Si＝２．０ｍａｓｓ％の場合の、本発明の抵抗スポット溶接部材における、Ｃ_Feとナゲット端部からの距離との関係を示すグラフである。 図７は、従来の抵抗スポット溶接時の割れの発生例を模式的に示す断面図である。

以下、本発明について具体的に説明する。なお、本発明は、この実施形態に限定されない。

〔抵抗スポット溶接部材〕
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。

本発明は、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を有する抵抗スポット溶接部材（以下、「溶接部材」と称する）である。後述するように、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めっき鋼板である。上記した複数の鋼板の枚数は特に限定されず、２枚以上であればよい。好ましくは３枚以上である。なお、上記した複数の鋼板の枚数の上限は特に規定しないが、５枚以下とすることが好ましい。

図２に示す例は、２枚の鋼板を重ね合わせて溶接した溶接部材６であり、下側に配置される鋼板２（下板）および上側に配置される鋼板１（上板）の両方またはいずれかが、Ｚｎめっき鋼板である。図２の溶接部材の場合、鋼板１、２が接する鋼板合わせ面（重ね面）７に、以下に説明する抵抗スポット溶接部４が形成される。

また、鋼板の枚数が３枚以上である例として、図３および図４には、３枚の鋼板を重ね合わせて溶接した溶接部材６を示す。図３および図４の溶接部材６は、最も下側に配置される鋼板２（下板）、最も上側に配置される鋼板１（上板）、およびそれらの間に配置される鋼板３（中板）の全部または少なくとも１枚が、Ｚｎめっき鋼板である。図３および図４の溶接部材の場合、下板２と中板３および中板３と上板１が接する各重ね面７（７ａ、７ｂ）を含むように、以下に説明する抵抗スポット溶接部４が形成される。

[抵抗スポット溶接部]
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（Ｃ_Fe）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。

ここでは、２枚または３枚の鋼板を重ね合わせて種々の溶接条件で溶接した溶接部材（継手１～８）を準備した。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「Ｃ_Si（ｍａｓｓ％）」と定義するとき、異なる２つの例（Ｃ_Si＝１．０ｍａｓｓ％、Ｃ_Si＝２．０ｍａｓｓ％）を用いて、後述の実施例に記載の方法で各継手のＣ_Feの測定、距離Ｌの測定、およびＬＭＥ割れの評価を行った。図５にはＣ_Si＝１．０ｍａｓｓ％の場合の関係図を示し、図６にはＣ_Si＝２．０ｍａｓｓ％の場合の関係図を示した。

上述のように、ＬＭＥ割れは、Ｚｎなどの液体金属が鋼板と接した状態で、引張応力が付与されることで発生する。そのため、本発明では、板－板間のＦｅとＺｎの合金化を促し、ナゲット近傍の板－板間に残存するＺｎ合金層中のＦｅ濃度を一定以上とすることが重要となる。これにより、引張応力が付与された時点で板－板間に液体Ｚｎが存在しないようにする。

図５および図６に示すように、いずれの継手においても、ナゲット端部から該Ｆｅ濃度の測定点までの距離が小さいほど、Ｆｅ濃度は増加する。これは、ナゲットに近づくほど溶接時の最高到達温度が高く、合金化が促されるためである。そして、ＬＭＥ割れが顕著な継手、すなわち評価がＦの継手（継手４および継手８）は、いずれもナゲット端部からの距離が５００μｍ以下の領域において、Ｆｅ濃度が低い。また、Ｃ_Siが大きいほど、ＬＭＥ割れが完全に抑止される評価Ａを得るのに必要な、Ｆｅ濃度の閾値が増加していた。ナゲット端部からの距離が５００μｍ以下の領域は、特に溶接時の最高到達温度が高く、通電完了以降に引張応力が発生したときに、板－板間にＺｎが液相として存在しやすい領域である。そのため、ナゲット端部からの距離が５００μｍ以下の板－板間に形成されたＺｎ合金層のＦｅ濃度を２０ｍａｓｓ％以上に高めることで、Ｚｎ合金層の融点が上昇し、溶接部に引張応力が発生する際にＺｎが液相として存在しづらくなる。加えて、前述の通りナゲットに近づくほど最高到達温度は上がるので、ナゲット端からの距離が小さいほどＣ_Feを一定以上に高めておけば、引張応力が発生する際に、より確実に液相Ｚｎの存在を防ぐことができる。その結果、Ｚｎめっき鋼板を含む溶接部材であってもＬＭＥ割れが抑止可能であることを見出した。

続いて、本発明の溶接部材における溶接部について詳細に説明する。なお、２枚の鋼板を重ねる板組の場合でも３枚以上の鋼板を重ねる板組の場合でも同様のため、以降の説明には図２を用いる。

図２に示すように、溶接部４は、ナゲット４ａと熱影響部（ＨＡＺ）４ｂを有する。ナゲット端部の外側で、かつ重ね合わせた複数の鋼板１、２の鋼板間（板－板間）にはＺｎ合金層５が形成される。

上述のように、本発明では、ナゲット４ａの近傍の板－板間に残存するＺｎ合金層５中のＦｅ濃度を一定以上とすることが必要である。具体的には、重ね合わせた鋼板の板－板間に形成されたＺｎ合金層５におけるＦｅ濃度をＣ_Fe（ｍａｓｓ％）、ナゲット端部から該Ｃ_Feの測定位置までの距離をＬ（μｍ）としたとき、該Ｃ_Feおよび該Ｌが、以下の（１）式および（２）式の関係を満たす。
Ｃ_Fe≧２０ ・・・（１）
０＜Ｌ≦５００ ・・・（２）
Ｃ_Fe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Ｃ_Feは２０（ｍａｓｓ％）以上とする。Ｃ_Fe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Ｃ_Feの上限は特に規定しない。Ｃ_Fe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、Ｃ_Fe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Ｃ_Fe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。

また、Ｃ_Feが上記（１）式の関係を満たす、ナゲット端部から該Ｃ_Feの測定位置までの距離Ｌが上記（２）式で示す範囲内にあることが必要である。この「Ｃ_Feの測定位置」とは、図２に示す点Ａの位置を指す。距離Ｌが上記（２）式の範囲を外れる場合、溶接時の最高到達温度が低いので、ＬＭＥ割れ発生が起きにくい。すなわち、Ｃ_FeとＬＭＥ割れ有無の相関が小さくなるためである。

なお、ナゲット端部、Ｃ_Feの測定位置、およびナゲット端部からＣ_Feの測定位置までの距離Ｌの位置関係は、図２に示すとおりである。図２に示すように、「ナゲット端部」とは、ナゲット４ａと鋼板１、２の重ね面７との交点を指す。「Ｃ_Feの測定位置」とは、ナゲット端部の外側で、且つＺｎ合金層５中の板厚方向中心の位置を指す。本発明では、ナゲット４ａの両端部の外側に「Ｃ_Feの測定位置（図２に示す点Ａ）」がそれぞれ存在する。本発明において、上記したＣ_Feの濃度および距離Ｌ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。
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Ｃ_Fe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Ｃ_Feをそれぞれ求め、それらの最小値をＣ_Feとする。鋼板の枚数が４枚以上の場合も同様とする。

[重ね合わせた複数の鋼板]
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。

本発明における「Ｚｎめっき鋼板」とは、電気亜鉛めっきおよび溶融亜鉛めっき（合金化溶融亜鉛めっきを含む）に代表される亜鉛めっきや、亜鉛の他にアルミニウムやマグネシウムなどの元素を含んだ亜鉛合金めっきなどのＺｎ系めっき層を、母材である下地鋼板の表面上に有する鋼板を指す。なお、めっき層中の組成は特に限定されないが、Ｃ_Feを増加させるためには、めっき層中のＦｅ濃度は５ｍａｓｓ％以上であることが好適である。また、鋼板のパウダリング性の低下を防ぐなどの観点から、めっき層中のＦｅ濃度は２０ｍａｓｓ％以下であることが好適である。

本発明において上述の作用効果をより有効に得るため、板組に用いる鋼板は、必要に応じて以下の構成を備えることができる。

［鋼板のＳｉ含有量］
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Ｃ_Si（ｍａｓｓ％）としたとき、該Ｃ_Si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。
Ｃ_Fe≧－[Ｌ×(２０＋Ｃ_Si×１０)／５００]＋４０＋Ｃ_Si×１０ ・・・（３）
ここで、（３）式に示す、Ｃ_Fe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Ｃ_Feの測定位置までの距離（μｍ）である。

ＬＭＥ割れに及ぼす影響因子は様々であるが、鋼板の成分組成としてはＳｉが増加すると、ＬＭＥ割れ発生のリスクが高まると考えられる。鋼板中のＳｉがＬＭＥ割れに及ぼす影響は複雑であり、単純には説明できないものの、ＳｉはＦｅ－Ｚｎの合金化反応を阻害する元素として知られている。そのため、Ｓｉが増加することで板－板間に液体Ｚｎが存在しやすくなることから、鋼板のＳｉ含有量の増加に応じてＣ_Feの下限値を上昇することが好ましい。また、ナゲットに近づくほど溶接による最高到達温度が増加するため、板－板間に液体Ｚｎが存在しやすくなる。そのため、距離Ｌの減少に応じてＣ_Feの下限値を上昇することが好ましい。

したがって、以上の理由から、板組のうちＳｉ含有量が最も大きい鋼板のＳｉ濃度（Ｃ_Si）とＺｎ合金層におけるＦｅ濃度（Ｃ_Fe）と距離Ｌとが、（３）式の関係を満たすことが好ましい。なお、Ｃ_Feが大きいほどＺｎ合金層の融点が上昇し、ＬＭＥ割れ抑止に有効であることから（３）式の上限は、上述の（１）式の理由と同様、特に規定しない。しかし、Ｃ_Fe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、（３）式におけるＣ_Fe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。

ＬＭＥ割れが生じやすい板組や施工外乱の存在下では、上記のＣ_SiとＣ_FeとＬの関係は以下の関係式を満たすことが、さらに好ましい。
Ｃ_Fe≧－[Ｌ×(２０＋Ｃ_Si×１０)／５００]＋６０＋Ｃ_Si×１０
なお本発明において、上記したＣ_Si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。

［鋼板の引張強さ］
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。

［鋼板の強度差］
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。

なお、重ね合わせた鋼板の枚数が多くなると、溶接部への入熱が増加することでＬＭＥ割れが発生しやすくなる。そのため、上記の重ね合わせた複数の鋼板の枚数が３枚以上である場合に、本発明の効果をより有効に得ることができる。

一例として、重ね合わせた複数の鋼板の枚数が３枚の場合を図３および図４に示す。図３に示す例では、下板２および中板３がめっき無しの鋼板、上板１がめっき鋼板である。図３の例では、中板３と下板２の板間にはＺｎめっきが存在しないので、上板１と中板３の間に、Ｚｎ合金層５および上述のＣ_Feが形成される。

また、図４は、上板１の融点が、中板３および下板２よりも低い場合の例である。鋼板の融点が異なる際、ナゲット４ａの輪郭が楕円にならない場合があるが、その際には図４のように、ナゲット４ａの輪郭と板－板界面との交点うち、溶接部中心から板幅方向に最も遠い位置をナゲット端部として、距離Ｌを測定する。これは、２枚重ねの際も同様である。

本発明に用いる高強度鋼板の成分組成は、上述の構成を備えることができれば特に限定されない。本発明を自動車の構造部品に適用する観点から、次に示す成分組成とすることが好ましい。以下の説明において、成分組成の「％」表示は、特に断らない限り「質量％」を意味する。

Ｃ：０．１～０．４％
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：０．０２～２．５％
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：１．０～５．０％
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：０．０５％以下
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：０．０１％以下
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：０．０１～１．００％
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：０．０１％以下
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。

上記以外の残部はＦｅ及び不可避不純物とする。不可避的不純物としては、例えば、Ｃｏ、Ｓｎ、Ｚｎ等が挙げられ、これらの含有量の許容範囲としては、Ｃｏ：０．０５％以下、Ｓｎ：０．０１％以下、Ｚｎ：０．０１％以下である。また、本発明では、Ｔａ、Ｍｇ、Ｚｒを通常の鋼組成の範囲内で含有しても、その効果は失われない。

本発明では、上記の成分に加え、以下の成分を１種又は２種以上を含有してもよい。なお、以下の各成分は０％であってもよい。

Ｎｂ：０．１％以下
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：０．１％以下
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：０．０５％以下
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：１．０％以下
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：０．５％以下
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：１．０％以下
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：０．５０％以下
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：０．０１０％以下
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：０．２０％以下
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／またはＲＥＭ：０．０２％以下
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。

〔抵抗スポット溶接方法〕
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。

本発明の溶接部材は、少なくとも１枚の上記Ｚｎめっき鋼板を含む、複数の鋼板を重ね合わせた板組を、１対の溶接電極で挟持し、加圧しながら通電して接合する抵抗スポット溶接によって製造される。

例えば、図１に示すように、２枚の鋼板１、２を重ね合わせて板組とする。ついで、板組の下側および上側に配置される一対の溶接電極８、９で該板組を挟持し、加圧しながら所定の溶接条件となるように制御して通電を行う。これにより、鋼板１、２の重ね面７となる鋼板間に上述の溶接部４を形成することによって、鋼板同士を接合することができる。なお、Ｚｎ系めっき層を有する鋼板（ＧＩあるいはＧＡ）とめっき層を有しない鋼板（高強度冷延鋼板）とを用いて板組としてもよい。この場合、Ｚｎ系めっき層を有する面側が高強度冷延鋼板に接するように重ね合わせる。

本発明の抵抗スポット溶接方法で使用可能な溶接装置としては、上下一対の溶接電極を備え、溶接中に加圧力および溶接電流をそれぞれ任意に制御可能な溶接装置を用いることができる。溶接装置の加圧機構（エアシリンダやサーボモータ等）、形式（定置式、ロボットガン等）、溶接電極形状等はとくに限定されない。溶接電極の先端の形式としては、例えば、ＪＩＳ Ｃ ９３０４：１９９９に記載されるＤＲ形（ドームラジアス形）、Ｒ径（ラジアス形）、Ｄ形（ドーム形）等が挙げられる。また、溶接電極の先端径は、例えば４ｍｍ～１６ｍｍである。溶接電極の先端の曲率半径は、例えば１０ｍｍ～４００ｍｍである。また、直流、交流のいずれにも本発明を適用できる。交流の場合は、「電流」は「実効電流」を意味する。

続いて、本発明の溶接条件について説明する。
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。

そのため、本発明の抵抗スポット溶接では、ナゲットを形成するための本通電工程と、ナゲット形成後に後熱処理を行うための後通電工程とを有する。該本通電工程における電流値の平均値をＩm（ｋＡ）、該後通電工程における電流値の平均値をＩp（ｋＡ）、該後通電工程における通電時間の総和をｔp（ｍｓ）としたとき、これらのＩm、Ｉpおよびｔpが、以下の（５）式の関係を満たすことが重要である。
（Ｉp／Ｉm）²×ｔp≧２０×Ｃ_Si＋５０ ・・・（５）
ここで、（５）式に示す、Ｃ_Si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）の値が下限値（上記（５）式の右辺値）を下回ると、後通電工程における発熱量が不足し、板－板間のＺｎ合金層のＦｅ－Ｚｎ合金化不十分となる結果、Ｃ_Feを増加させることができなくなる。また、上述の通り、鋼板のＳｉ含有量が増加するとＬＭＥ割れが発生しやすくなるため、（（Ｉp／Ｉm）²×ｔp）の下限値は、Ｃ_Siに応じて増加させることが有効との着想を得た。

したがって、以上の理由から、本通電工程および後通電工程における電流値および通電時間（Ｉm、Ｉpおよびｔp）と鋼板のＳｉ含有量（Ｃ_Si）とは、（５）式の関係を満たすように溶接条件を制御する。

ＬＭＥ割れが生じやすい板組や施工外乱の存在下では、上記のＩm、Ｉp、ｔpおよびＣ_Siは以下の関係式を満たすことが、好ましい。
（Ｉp／Ｉm）²×ｔp≧２０×Ｃ_Si＋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、Ｃ_Ｆｅ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×Ｃ_Ｓｉ＋３７００）以下とすることが好ましい。

また、後通電工程の電流値が高すぎる場合は、ナゲットの再溶融による散り発生の危険が増加するだけでなく、過大な入熱によるＬＭＥ割れ発生の危険も増加する。そのため、上述の溶接条件に加えて、本通電工程および後通電工程の電流値が、Ｉp／Ｉm≦２．０の関係を満たすことが、さらに好ましい。
（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。

また、後通電工程の通電時間の総和は、一定以上の入熱を得つつ、自動車製造工程のタクトタイムの過大増加を防ぐため、５０～１０００ｍｓとすることが好ましい。

後通電工程後のホールド時間は、２０～１０００ｍｓとする。これにより、ナゲット内のブローホールの発生およびタクトタイムの過大増加を抑制する。

本発明では、上記工程の溶接条件に加えて、以下の溶接条件を有してもよい。

上述のように、ＬＭＥ割れは溶接時の施工外乱の存在下で発生しやすい。そのため、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、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。
（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Ｃ_Fe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。

（ａ）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
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。

（ｂ）一対の溶接電極の芯ずれ量が０．１ｍｍ以上である状態
芯ずれとは、一対の溶接電極の中心軸が揃っていない状態を意味する。上述した打角と同様、芯ずれが大きいと、溶接部に曲げ応力が加わることで、ＬＭＥ割れが発生しやすくなる。芯ずれ量が０．１ｍｍ以上の場合に、本発明の効果を有効に得ることができる。芯ずれ量が過大の場合はナゲット形成が不安定となり、散り発生の原因となるため、芯ずれ量は５ｍｍ以下とすることが好適である。芯ずれ量は、さらに好ましくは０．２ｍｍ以上とし、さらに好ましくは３ｍｍ以下とする。

（ｃ）いずれかの溶接電極と重ね合わせた複数の鋼板との間に隙間が０．５ｍｍ以上ある状態
加圧開始直前にいずれかの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。

（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
（ｃ）と同様、加圧開始直前にいずれかの鋼板間に隙間がある状態では、鋼板が曲げ変形が生じるため、溶接部に曲げ応力が加わることで、ＬＭＥ割れが発生しやすくなる。この隙間量が０．５ｍｍ以上の場合に、本発明の効果を有効に得ることができる。この隙間量が過大の場合はナゲット形成が不安定となり、散り発生の原因となるため、この隙間量は４ｍｍ以下とすることが好適である。隙間量は、さらに好ましくは１ｍｍ以上とし、さらに好ましくは３ｍｍ以下とする。
なお、上記の「１組以上の鋼板間の隙間」とは、重ね合わせた２枚以上の鋼板において、上下方向に配置された２枚の鋼板を１組とするとき、１組以上の鋼板間に隙間あることを意味する。

（ｅ）溶接打点の中心から重ね合わせた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
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。

［無通電工程］
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。

Ｆｅ－Ｚｎの合金化を促してＣ_Feを増加させるには、本通電工程の完了後にナゲット近傍を一定の温度範囲で保持することが有効である。その際、後通電時の温度が過大であればナゲットの再溶融による散りの増加が懸念され、後通電時の温度が過小であれば所望の熱処理効果は得られない。無通電工程を設けずに一定の電流値で後通電を行った場合、電流値が大きいとナゲット近傍の温度は徐々に上昇していき、逆に電流値が小さいとナゲット近傍の温度は徐々に低下してしまう。このような状態でも、電流値を適正に設定すれば所望の効果が得られると考えられるが、最適条件の導出に必要な工数が増加する場合がある。このような理由から、本発明では、本通電工程と後通電工程の間に、無通電工程を設けることが好ましい。これによりナゲット近傍を一定の温度範囲に保持することができる。無通電工程の無通電時間は、１０～３５０ｍｓとすることが好ましい。なお、無通電時間を繰り返す場合は、タクトタイム増加抑制の観点から、無通電時間の総和は２０００ｍｓ以下とすることが好ましい。

また、一定の温度範囲での保持を行うには、厳密な条件管理が必要になるだけでなく、上述した溶接施工外乱時には、さらに条件管理が困難となる。無通電工程と後通電工程を繰り返すことで、後通電工程における総通電時間が増加したとしても、ナゲット近傍の温度が比較的一定の範囲に保たれる。これにより、後通電工程における適正電流範囲が広がり、溶接施工外乱に対するロバスト性も向上するのである。

したがって、無通電工程と後通電工程の繰り返し数は、好ましくは２回以上とし、さらに好ましくは４回以上とする。この繰り返し数の上限は特に規定しないが、一般的に溶接装置で設定可能な繰り返し数には上限があり、上限越えの繰り返し数の設定には溶接装置の改造が必要となる。そのため、自動車製造工程における設備コストが増加するとの理由から、好ましくは２０回以下とし、さらに好ましくは１０回以下とする。

なお、本発明では、各工程における加圧条件は特に限定しない。自動車用途向けの観点から、加圧条件は２．０～８．０ｋＮの範囲に調整することが好ましい。

以下、本発明の実施例を説明する。なお、本発明は、以下の実施例によって限定されない。

表１に示す板組を用いて、表２に示す溶接条件で溶接継手（溶接部材）を作製した。溶接装置には、溶接ガンに取付けられたサーボモータ加圧式で単相交流（５０Ｈｚ）の抵抗溶接機を用いた。使用した１対の電極チップは、先端の曲率半径Ｒ４０ｍｍ、先端径６ｍｍを有するクロム銅のＤＲ型電極とした。

板組は、表１に示す鋼板１、鋼板２、鋼板３の順に、上側から配置して重ね合わせた。表１のめっき欄に示す「ＧＡ」とは合金化溶融亜鉛めっき層を有する鋼板を指し、「ＧＩ」とは溶融亜鉛めっき層を有する鋼板を指し、「ＥＧ」とは電気亜鉛めっき層を有する鋼板を指し、「無し」とはめっき層を有しない鋼板（冷延鋼板）を指す。
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。

なお、表１の「Ｓｉ含有量」欄には、各鋼板のＳｉ濃度を示し、「Ｍｎ含有量」欄には、各鋼板のＭｎ濃度を示し、表１および表２の「Ｃ_Si」欄には、板組におけるＳｉ含有量が最も大きい鋼板のＳｉ濃度を示す。本実施例では、「Ｃ_Si」は、誘導結合プラズマ（ＩＣＰ）発光分光分析法で測定した。

また、表１の「引張強さ」欄には、各鋼板から圧延方向にＪＩＳ ５号引張試験片を採取し、ＪＩＳ Ｚ ２２４１に準拠して引張試験を行い測定した引張強さ（ＭＰａ）を示す。表１および表２の「ＴＳmax」欄には、上記引張試験で測定した、板組における最も大きい鋼板の引張強さを示し、「ＴＳmin」欄には、上記引張試験で測定した、板組における最も小さい鋼板の引張強さを示す。

得られた溶接部材を用いて、以下に示す方法で、溶接部のＬＭＥ割れの評価、Ｚｎ合金層におけるＦｅ濃度（Ｃ_Fe）の測定、およびナゲット端部からＣ_Feの測定点までの距離Ｌの測定をおこなった。

＜ＬＭＥ割れの評価＞
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。

＜Ｃ_Feの測定および距離Ｌの測定＞
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、Ｃ_Fe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Ｃ_Feとした。なお、Ｃ_Fe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Ｃ_Feを測定した。
また、ナゲット端部からＣ_Fe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Ｃ_Fe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。

表２に示すように、本発明例となる溶接部材では、ＬＥＭ割れの評価結果がすべてＡまたはＢであり、ＬＥＭ割れの抑制ができていたことがわかった。

１、２、３ 鋼板
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)

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Ｃ_Fe（ｍａｓｓ％）、
   ナゲット端部から該Ｃ_Feの測定位置までの距離をＬ（μｍ）としたとき、
   該Ｃ_Fe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。
   Ｃ_Fe≧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Ｃ_Si（ｍａｓｓ％）としたとき、
   該Ｃ_Si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。
   Ｃ_Fe≧－[Ｌ×(２０＋Ｃ_Si×１０)／５００]＋４０＋Ｃ_Si×１０ ・・・（３）
   ここで、（３）式に示す、Ｃ_Fe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Ｃ_Fe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、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）
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）
5. 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×Ｃ_Si＋５０ ・・・（５）
   ここで、（５）式に示す、Ｃ_Si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。
6. 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
7. 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。
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、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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