KR102155981B1 - 아연 도금 강판을 접합하기 위한 저항 스폿 용접 방법 - Google Patents
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Abstract
저항 스폿 용접 방법은 다음의 연속적인 단계들: - 0.5 내지 3 ㎜ 의 두께 (th) 를 갖는 적어도 2 개의 강판들을 제공하는 단계로서, 상기 강판들 중의 적어도 하나는, 800 MPa 보다 높은 인장 강도 (TS) 및 (TS)x(TEL) > 14000 MPa% 와 같은 총 연신율 (TEL) 을 갖는 아연 또는 아연합금 도금 강판 (A) 이고, 상기 강판 (A) 의 강 기재 (steel substrate) 의 조성은, 중량으로, 0.05% ≤ C ≤ 0.4%, 0.3% ≤ Mn ≤ 8%, 0.010% ≤ Al ≤3%, 0.010% ≤ Si ≤ 2.09%, 0.5% ≤ (Si+Al) ≤ 3.5%, 0.001% ≤ Cr ≤ 1.0%, 0.001% ≤ Mo ≤ 0.5%, 및 임의로 0.005% ≤ Nb ≤0.1%, 0.005% ≤ V ≤ 0.2%, 0.005% ≤ Ti ≤ 0.1%, 0.0003% ≤ B ≤ 0.005%, 0.001% ≤ Ni ≤ 1.0% 를 함유하고, 잔부는 Fe 및 불가피한 불순물인, 상기 적어도 2 개의 강판들을 제공하는 단계; - 상기 강판 (A) 의 표면에 
과 같은 압입 깊이 (IDepth) 를 갖는 용접부를 생성하도록 상기 적어도 2 개의 강판의 저항 스폿 용접을 행하는 단계로서, (IDepth) 는 단위가 마이크로미터이고, Znsol 은 중량% 로 750 ℃ 에서 상기 강판 (A) 중의 Zn 의 용해도인, 상기 적어도 2 개의 강판의 저항 스폿 용접을 행하는 단계를 포함한다.
Description
본 발명은, 용접부의 높은 기계적 저항을 달성하고 액체 금속 취화로 인한 균열 형성의 위험을 감소시키기 위한, 특히 자동차 산업의 요건에 적합한, 아연 도금 강판의 저항 스폿 용접 방법에 관한 것이다.
아연 또는 아연합금 도금 강판은 내식성에 매우 효과적이므로, 자동차 산업에서 널리 사용된다. 그러나, 특정 강의 아크 또는 저항 용접이 LME (Liquid Metal Embrittlement) 또는 LMAC (Liquid Metal Assisted Cracking) 로 불리는 현상으로 인해 특정 균열의 발생을 초래할 수 있는 것으로 경험되었다. 이 현상은 구속, 열 팽창 또는 상 변태로부터 초래되는 인가된 응력 또는 내부 응력 하에서 아래에 놓인 강 기재의 결정립계를 따른 액체 Zn 의 침투를 특징으로 한다. 응력 레벨이 높을수록 LME 위험이 증가하는 것으로 인식되어 있다. 용접 자체 동안 조인트에 존재하는 응력은 특히 모재 (base metal) 의 강도에 의존하기 때문에, 더 높은 강도의 강으로 만들어진 용접부가 일반적으로 LME 에 더 민감하다고 인식된다.
LME 위험을 감소시키기 위해, 공보 EP0812647 은 Cu 를 함유하는 금속 코어 와이어를 사용한 가스 실드 아크 용접이 수행되는 방법을 개시하고 있다. 그러나, 이 공정은 자동차 산업에서 얇은 판을 접합하는 데 적합하지 않다.
또한, JP2006035293 은, 25 % 초과의 페라이트를 함유하는 용접부를 제조하고 모재의 인장 강도의 1.8 배 미만의 용접부에서의 인장 강도를 획득하기 위해, 스테인리스강 와이어를 사용한 아크 용접 방법을 개시하고 있다. 그러나, 이 공정이 자동차 산업의 요건에 적합하지 않다는 사실에 더하여, 용접부에서 강도가 낮은 것은 바람직하지 않다.
문헌 JP2004211158 은 또한 3-40 ppm 붕소가 강 조성에 존재하는 튜브의 전기 저항 용접 (ERW) 을 위한 공정을 개시하고 있다. 그러나, 이 문헌의 결론은 ERW 공정의 특정 조건에 관련되며, 간단히 저항 스폿 용접 공정으로 유도될 수는 없다. 또한, B 첨가가 모든 고강도 강 그레이드에서 바람직하지는 않다.
따라서, 아래의 두 가지 상충되는 요건을 조정하는 Zn 도금 판의 저항 스폿 용접부를 제조하는 방법을 갖는 것이 필요하다:
- 한편으로, 랩 전단 (lap-shear) 시험에서 측정되는 높은 인장 특성을 갖는 저항 스폿 용접부를 획득하는 것. 이 특징은 일반적으로 모재의 인장 강도가 증가되는 때 더 높다.
- 다른 한편으로, LME 에 대한 높은 저항성을 갖는 저항 스폿 용접부를 획득하는 것으로, 이의 발생은 모재의 강도가 감소되는 때 발생이 일반적으로 더 낮다.
용접부의 기계적 성능을 감소시키지 않도록 LME 로 인한 최종 균열의 깊이가 20 마이크로미터 미만의 값으로 유지되는 방법을 갖는 것이 특히 바람직하다. 동일한 이유로, 100 마이크로미터보다 큰 깊이를 갖는 최종 균열의 수를 최소화하는 것이 또한 바람직하다.
이러한 문제를 해결하기 위해, 본 발명은, 다음의 연속적인 단계들:
- 0.5 내지 3 ㎜ 의 두께 (th) 를 갖는 적어도 2 개의 강판들을 제공하는 단계로서, 상기 강판들 중의 적어도 하나는, 800 MPa 보다 높은 인장 강도 (TS) 및 (TS)x(TEL) > 14000 MPa% 와 같은 총 연신율 (TEL) 을 갖는 아연 또는 아연합금 도금 강판 (A) 이고, 상기 강판 (A) 의 강 기재 (steel substrate) 의 조성은, 중량으로, 0.05% ≤ C ≤ 0.4%, 0.3% ≤ Mn ≤ 8%, 0.010% ≤ Al ≤3%, 0.010% ≤ Si ≤ 2.09%, 0.5% ≤ (Si+Al) ≤ 3.5%, 0.001% ≤ Cr ≤ 1.0%, 0.001% ≤ Mo ≤ 0.5%, 및 임의로 0.005% ≤ Nb ≤0.1%, 0.005% ≤ V ≤ 0.2%, 0.005% ≤ Ti ≤ 0.1%, 0.0003% ≤ B ≤ 0.005%, 0.001% ≤ Ni ≤ 1.0% 를 함유하고, 잔부는 Fe 및 불가피한 불순물인, 상기 적어도 2 개의 강판들을 제공하는 단계;
- 상기 강판 (A) 의 표면에 
과 같은 압입 깊이 (IDepth) 를 갖는 용접부를 생성하도록 상기 적어도 2 개의 강판의 저항 스폿 용접을 행하는 단계로서, (IDepth) 는 단위가 마이크로미터이고, Znsol 은 중량% 로 750 ℃ 에서 상기 강판 (A) 중의 Zn 의 용해도인, 상기 적어도 2 개의 강판의 저항 스폿 용접을 행하는 단계
를 포함하는 저항 스폿 용접 방법에 관한 것이다.
일 실시형태에 따르면, Zn 용해도는 
과 같고, fγ 는 750 ℃ 에서 강판 (A) 에 존재하는 오스테나이트의 상대 부피 분율이며 0 내지 1 이고, Znα(750) 및 Znγ(750) 은 각각 중량% 로 750 ℃ 에서 강판 (A) 의 페라이트 및 오스테나이트에서의 Zn 의 용해도이며; Zn 의 존재 하에서 강판 (A) 의 포정 (peritectic) 온도 (Tper) 는 
에 의해 결정되고, (Tper) 은 단위가 ℃ 이고, Mn, Si, Al 및 Cr 은 단위가 중량% 이며,
- (Tper) 이 750 ℃ 이상이면, 
이고,
- (Tper) 이 750 ℃ 초과이면, 
이며,
특정 실시형태에 따르면, 
이고, C, Mn, Al, Si, Cr 은 단위가 중량% 이다.
특정 실시형태에 따르면, Ae1 및 Ae3 는
과 같고, C, Mn, Al, Si, Cr 은 단위가 중량% 이다.
다른 특정 실시형태에서, Znsol 은 다음의 연속적인 단계들을 포함하는 방법에 따라 결정된다:
- 청구항 1 의 도금 강판을 제공하는 단계, 이어서
- 170 h 의 지속기간 동안 750 ℃ 에서 상기 도금 강판 (A) 을 열처리하는 단계, 이어서
- 50 ℃/s 의 속도로 상기 강판 (A) 을 냉각시키는 단계, 이어서
- 강/Zn 또는 Zn-합금 코팅 인터페이스로부터 1 미크론의 거리에서 강 중의 Zn 함량을 측정하는 단계.
바람직하게는, 강판 (A) 에 용접된 강판들 중 적어도 하나가 아연 또는 아연합금 도금 강판 (B) 이고, 강판들 (A) 및 (B) 의 두께들의 합이 3 ㎜ 이하이다.
더 바람직하게는, 강판들 (A) 및 (B) 의 두께들의 합이 2 ㎜ 이하이다.
바람직한 실시형태에 따르면, 아연 또는 아연합금 도금 강판 (B) 은, C ≥ 0.04%, Mn ≥ 0.2% 를 함유하는 조성을 갖는 강이고, 잔부는 Fe 및 불가피한 불순물이다.
다른 실시형태에 따르면, Znsol, Ae1 및 Ae3 은 Cav, Mnav, Siav, Alav 및 Crav 로 계산되고, Cav, Mnav, Siav, Alav 및 Crav 는 각각 0 내지 100 미크론의 깊이에 걸쳐 상기 강판 (A) 의 아연 코팅 아래에서 측정되는 C, Mn, Si, Al, Cr 의 평균 함량이다.
바람직한 실시형태에 따르면, (IDepth) ≥ 125 ㎛ 이다.
바람직한 모드에서, (IDepth) 는 용접 전극의 변위 (displacement) 를 통해 측정되고, 용접 공정은 (IDepth) 가 100 미크론 내지 
에 포함되는 때에 정지된다.
다른 바람직한 모드에서, (IDepth) 는 용접 전극의 변위를 통해 측정되고, 용접 공정은 (IDepth) 가 125 미크론 내지 
에 포함되는 때에 정지된다.
바람직한 실시형태에서, 용접 파라미터들은 용접부의 압입 구역의 외부에서 용접 중에 도달되는 최대 온도가 
이도록 선택된다.
본 발명은 또한, 0.5 내지 3 ㎜ 의 두께 (th) 를 갖는 적어도 2 개의 강판들을 포함하는 저항 스폿 용접부에 관한 것으로, 강판들 중의 적어도 하나는, 800 MPa 보다 높은 인장 강도 (TS) 및 (TS)x(TEL) > 14000 MPa% 와 같은 총 연신율 (TEL) 을 갖는 아연 또는 아연합금 도금 강판 (A) 이고, 강판 (A) 의 조성은, 중량으로, 0.05% ≤ C ≤ 0.4%, 0.3% ≤ Mn ≤ 8%, 0.010% ≤ Al ≤3%, 0.010% ≤ Si ≤ 2.09%, 0.5% ≤ (Si+Al) ≤ 3.5%, 0.001% ≤ Cr ≤ 1.0%, 0.001% ≤ Mo ≤ 0.5%, 및 임의로 0.005% ≤ Nb ≤0.1%, 0.005% ≤ V ≤ 0.2%, 0.005% ≤ Ti ≤ 0.1%, 0.0003% ≤ B ≤ 0.005%, 0.001% ≤ Ni ≤ 1.0% 를 함유하고, 잔부는 Fe 및 불가피한 불순물이고, 상기 강판 (A) 의 표면상의 압입 깊이 (IDepth) 는 
과 같고, (IDepth) 는 단위가 마이크로미터이고, Znsol 은 중량% 로 750 ℃ 에서 강판 (A) 중의 Zn 의 용해도이다.
바람직한 실시형태에 따르면, 저항 스폿 용접부는 (IDepth) ≥ 125 ㎛ 이다.
바람직한 실시형태에서, 저항 스폿 용접부는 아연 또는 아연합금 코팅을 갖는 강판 (A) 을 포함하고, 이는 Si 함량이 0.5 % 이상인 조성을 갖는다.
바람직하게는, 저항 스폿 용접부는 아연 또는 아연합금 코팅을 갖는 강판 (A) 을 포함하고, 이는 Si 함량이 0.7 % 이상인 조성을 갖는다.
바람직한 실시형태에 따르면, 저항 스폿 용접부는 아연 또는 아연합금 코팅을 갖는 강판 (A) 을 포함하고, 이는 7 내지 30 % 의 잔류 오스테나이트 표면 분율을 포함한다.
다른 바람직한 실시형태에 따르면, 저항 스폿 용접부는 0 내지 100 미크론의 깊이에 걸쳐, 강판 (A) 의 벌크 조성과 상이한 C, Mn, Al, Si 및 Cr 의 국부 농도 평균을 포함하는 강판 (A) 을 포함한다.
본 발명은 또한 자동차의 구조적 또는 안전 부품의 제조를 위한, 전술한 실시형태들 중의 하나 또는 여럿에 기재되거나 전술한 실시형태들 중의 하나 또는 여럿에 따라 형성된 바와 같은 저항 스폿 용접부의 용도에 관한 것이다.
이제, 제한을 도입함이 없이 본 발명을 상세하게 설명하고 예로써 보여줄 것이다.
먼저, 자동차 산업에서 사용되는 전형적인 두께 범위인 0.5 내지 3 ㎜ 의 두께 (th) 의 강판이 제공된다. 이 강판들은 모두 동일한 두께 또는 상이한 두께를 가질 수도 있다. 후자의 경우, thmax 는 제공된 판들의 최고 두께를 나타낸다. 이 판들은 아연 또는 아연합금 도금 판이고, 후자의 표현은 Zn 함량이 50 중량% 보다 높은 코팅을 나타낸다. 특히, 코팅은 "GI" (Hot-Dip-Galvanizing) 에 의해, 또는 코팅 중의 철의 확산을 야기하고 약 7-14 % Fe 를 함유하는 "갈바닐링된 (galvannealed)", 또는 "GA" 코팅을 얻도록 GI 와 직후의 약 500-570 ℃ 에서의 열처리에 의해 획득될 수 있다. 또한 전기도금 공정 또는 진공 증착 공정에 의해 획득되는 아연 또는 아연합금 코팅일 수 있다. Zn-합금은 또한 예컨대 Zn-3 % Mg-3.7 % Al, 또는 Zn-1.2 % Al-1.2 % Mg 코팅과 같은 Zn-Mg-Al 코팅일 수 있다. 이 도금 강판들 중 적어도 하나의 강판 (A) 은 800 MPa 보다 높은 인장 강도 (TS) 및 (TS)x(TEL) > 14000 MPa% 와 같은 총 연신율 (TEL) 을 갖는 고 성형성 강으로 제조된다. 본 발명에서 구현되는 강판은 주조, 열간 압연, 코일링, 선택적으로 중간 어닐링, 산세, 냉간 압연, 연속 어닐링 및 코팅의 단계들을 연속적으로 포함하는 공정을 통해 제조된다. 기계적 특성, 조성 및 제조 공정에 따라, 이 판들의 미세조직은 표면 분율로 5 내지 30 % 의 잔류 오스테나이트를 함유한다.
산업 라인의 열역학적 사이클에 따르면, 이 도금된 강은 예를 들어 TRIP (Transformation Induced Plasticity) 강, CFB (Carbides Free Bainite) 강, 또는 Q-P (Quench and Partitioning) 강일 수 있다. 고 성형성 강판 (A) 의 조성은 다음을 포함한다:
- 탄소: 0.05 중량% 내지 0.4 중량%. 만약 탄소 함량이 0.05 % 미만이라면, 인장 강도가 충분하지 않고, 충분한 신장을 달성하기 위해 강 미세조직에 존재하는 잔류 오스테나이트의 안정성이 획득되지 않는다. 0.4 % C 초과에서는, 열영향부 (HAZ) 또는 스폿 용접의 용융 구역에서 저인성 미세조직이 형성되기 때문에 용접성이 감소된다. 바람직한 일 실시형태에서, 탄소 함량은 0.13 내지 0.25 % 이며, 이는 1180 MPa 보다 높은 인장 강도를 달성할 수 있게 한다.
- 망간은 800 MPa 보다 높은 인장 강도를 획득하는데 기여하는 고용 경화 원소이다. 이러한 효과는 Mn 함량이 0.3 중량% 이상일 때 획득된다. 그러나, 8 % 를 초과하면, 그 존재는 용접부의 경화성 및 자동차 구조 부품의 사용 특성에 악영향을 줄 수 있는 과도하게 표시된 편석띠를 갖는 조직의 형성에 기여한다. 도금성 (coatability) 이 또한 불리하게 감소된다. 바람직하게는, 망간 함량은 이러한 효과를 획득하기 위해 1.4 % 내지 4 % 이다. 이는 강의 산업적 제조의 어려움을 증가시키지 않으면서 그리고 본 발명에 의해 청구된 판의 용접성에 악영향을 미칠 용접된 합금에서의 경화성을 증가시키지 않으면서 만족스러운 기계적 강도를 달성하는 것을 가능하게 한다.
- 규소는 기계적 성질과 용접성의 요구되는 조합을 달성하기 위해 0.010 내지 2.09 % 이어야 하며; 규소는 시멘타이트에서의 그의 낮은 용해도로 인해 그리고 이 원소가 오스테나이트에서의 탄소의 활성을 증가시신다는 사실로 인해 판의 냉간 압연 후 어닐링 동안에 탄화물 석출을 감소시킨다. 따라서, 탄소에서 오스테나이트의 풍부화는 실온에서의 안정화 및 TRIP (Transformation Induced Plasticity) 거동의 출현으로 이어지고, 이는 예를 들어 성형 동안 응력의 적용이 이 오스테나이트의 마텐자이트로의 변대를 초래할 것임을 의미한다. Si 가 2.09 % 보다 높으면, 용융 아연도금 전에 어닐링 동안 강하게 부착되는 산화물이 형성될 수 있으며, 이는 코팅의 표면 결함을 초래할 수 있다. 0.5 % 초과의 규소 함량은 오스테나이트의 효과적인 안정화에 기여하는 반면, 0.7 % 초과의 Si 함량은 7 내지 30 % 의 잔류 오스테나이트의 표면 분율을 획득하는데 기여한다.
- 알루미늄은 0.010 내지 3.0 % 이어야 한다. 잔류 오스테나이트의 안정화와 관련하여, 알루미늄은 규소와 비교적 유사한 영향을 갖는다. 그러나, 알루미늄은 고온에서 페라이트의 형성을 효율적으로 촉진하기 때문에, 과도한 알루미늄 첨가는 어닐링 단계 동안 Ac3 온도 (즉, 가열 동안 오스테나이트로의 완전한 강 변태 온도) 를 증가시켜서, 어닐링에 요구되는 전력의 측면에서 산업 공정을 비용이 많이 들게 만들 것이다. 따라서, Al 함량은 3.0 % 미만이다.
- 높은 총 연신율을 획득하기 위해 실온에서 5 내지 30 % 의 잔류 오스테나이트가 필요하다. 잔류 오스테나이트의 표면 분율이 7 내지 30 % 인 경우, 성형성이 특히 높다. (Si+Al) ≥ 0.5 % 와 같은 양으로 강 조성에 규소 및/또는 알루미늄의 첨가에 의해 오스테나이트의 충분한 안정화가 획득된다. (Si+Al) < 0.5 % 이면, 잔류 오스테나이트의 분율이 5 % 미만일 수 있고, 따라서 냉간 성형에서 연성 및 변형 경화 특성이 불충분하다. 그러나, (Si+Al) > 3.5 % 이면, 도금성 및 용접성이 손상된다.
- 크롬은 미세조직을 강화시키고 미세화시키며, 어닐링 사이클 동안 최대 온도에서 유지 후 냉각 단계 동안 초석 페라이트의 형성을 제어할 수 있게 한다. 2.8 % 초과 Mn 을 함유하지 않는 강의 경우, 페라이트는 40 % 보다 높은 표면 분율로 존재하면, 인장 강도가 800 MPa 보다 낮을 위험을 증가시킨다. 따라서, 크롬 함량은 비용을 이유로 그리고 과도한 경화를 방지하기 위해 0.001 % 초과 1.0 % 미만이다.
- 크롬처럼, 0.001 % 내지 0.5 % 의 양의 몰리브덴은 이 원소가 오스테나이트의 분해를 지연시키므로 경화성을 증가시키고 잔류 오스테나이트를 안정화시키는 데 효율적이다.
- 강은 탄화물, 질화물 또는 탄질화물 형태로 석출되기 쉬운 원소를 임의로 함유할 수 있으며, 따라서 석출 경화를 제공할 수 있다. 이를 위해, 강은 니오븀, 티타늄 또는 바나듐: 0.005 내지 0.1 % 의 Nb 및 Ti, 및 0.005 내지 0.2 % 의 양의 V 을 함유할 수 있다.
- 강은 인성을 향상시키기 위해 0.001 % 내지 1.0 % 의 양으로 니켈을 임의로 함유할 수 있다.
- 강은 0.0003 내지 0.005 % 의 양으로 붕소를 임의로 함유할 수 있다. 결정립계에서의 편석에 의해, B 는 결정립계 에너지를 감소시키고, 따라서 저항성 액체 금속 취화를 증가시키는 데 유리하다.
- 조성의 잔부는 철 및 제강으로 인한 잔류 원소들이다. 이 점에 있어서, Cu, S, P 및 N 은 적어도 잔류 원소 또는 불가피한 불순물로 간주된다. 따라서, 이들의 함량은 Cu 의 경우 0.03 % 미만, S 의 경우 0.003 % 미만, P 의 경우 0.02 % 미만, N 의 경우 0.008 % 미만이다.
아연 또는 아연합금 도금 강판들 (이들 중 적어도 하나 (A) 가 상기한 조성을 가짐) 은 그 후 중첩되고 저항 스폿 용접에 의해 함께 접합된다. 용접은 균질 (즉, 함께 판들 (A) 의 용접) 또는 불균질 (즉, 다른 조성을 갖는 하나 이상의 Zn 도금 강판들 (B) 과 강판 (A) 의 용접) 일 수 있다.
저항 스폿 용접은 힘과 전류 흐름 (쌍방은 구리-합금 전극을 통해 용접될 중첩된 판들에 가해짐) 의 적용을 결합시키는 공정이다. 전형적인 용접 시퀀스는 다음의 연속적인 단계들을 포함한다:
- 판에 대한 전극의 접근 및 압력 적용
- 용접 시퀀스는 특정 개수의 주기 (전류가 연속적으로 흐르는 주기 ("펄스", "핫" 주기) 또는 전류가 흐르지 않는 주기 ("콜드" 주기)) 에 의해 구성된다. 이 시퀀스 동안, 전극에 의해 판에 노력이 유지된다. 이러한 노력으로, 수축 기공을 줄일 수 있고 결정립 미세화를 달성할 수 있다.
- 용접 너깃의 팽창을 상쇄시키고 냉각시키기 위해 전류 흐름없이 노력이 유지되는, 유지 기간.
- 함께 용접된 판들로부터의 전극 분리.
시퀀스의 종료 시에, 용접부는 강판들 사이의 계면에 생성된 용접 금속 너깃을 특징으로 한다. 이 너깃 위에, 압입이라 불리는 원형 함몰부가 판의 표면상에 존재한다. 압입 직경 (IDia) 은 용접 전극 팁의 직경에 해당한다. 압입 깊이 (IDepth) 는 전형적으로 수십 미크론과 수백 미크론 사이에 포함될 수 있다. (IDepth) 는 다음과 같은 인자에 의존한다:
- 용접 강도 I
- 용접 동안 전극에 의해 가해지는 노력 F
- 전류 흐름의 지속기간 tI
- 판들 사이의 계면에서의 초기 전기 접촉 저항 R
- 강의 고온에서의 유동 응력 σF
- 전극 팁의 지오메트리로 인한 응력 집중 계수 Kt
- 판 두께 th
다른 변수가 일정할 때, I, tI, R, F, Kt 가 높을수록, (IDepth) 가 높아진다. σF 가 낮을수록, (IDepth) 가 높아진다.
(IDepth) 는 절단된 스폿 용접부에서 직접 측정되거나 후술하는 바와 같이 용접 공정 자체 동안에 측정될 수 있다. 본 발명자들은, 특정 범위 내에서의 이 압입의 제어가 충분한 기계적 용접 저항 및 LME 에 대한 높은 저항을 조정하는 문제를 해결할 수 있게 한다는 증거를 제시하였다.
저항 스폿 용접부의 강도는 일반적으로 인장 랩 전단 시험에 의해 측정된다. 명백한 단순성에도 불구하고, 이 시험은 복잡한 유도 (solicitation) 모드 및 파괴 (failure) 메커니즘을 포함한다. 실제로, 파괴 모드는 기계적 특성의 지표로서 생각되며, 계면, 부분 계면 및 풀아웃 (pullout) 으로 분류될 수 있다. 열영향부 또는 모재의 버튼 주변에서 파단 (fracture) 이 발생하는 풀아웃 모드는 가장 높은 용접 강도 및 연성과 관련되어 있기 때문에 바람직하다. 이 모드는 용접부가 높은 수준의 노력을 전달할 수 있어서 인접 영역에서 상당한 소성 변형을 야기하고 충돌 조건에서 변형 에너지 흡수를 증가시킨다는 것을 나타낸다. 반대로, 판들 사이의 계면에서의 용접 파괴 (각 시트에 용접 너깃의 절반을 남김) 는 낮은 하중에서 발생하고, 하중 재분배에 영향을 미치며 용접 구조에서 흡수 에너지의 감소를 유발할 수 있다. 이러한 계면 파괴 모드는 일반적으로 자동차 산업에서 허용되지 않는다.
본 발명자들은 파괴 모드가 풀아웃 모드인 것을 보장하기 위해 압입 (IDepth) 이 100 미크론의 최소값 ((IDepth)min) 을 초과해야 한다는 증거를 제시하였다. 이론에 구속됨이 없이, (IDepth) > (IDepth)min 인 때, 너깃 지오메트리, 즉 그의 직경, 높이, 및 용접된 판들 사이의 계면에서의 응력 집중 특징이 계면 파괴를 피할 수 있게 한다고 생각된다. (IDepth)min 가 125 미크론을 초과하는 때, 이러한 기계적 특성은 심지어 증가되고 매우 안정적으로 획득된다.
그러나, 본 발명자들은 또한 액체 금속 취화로 인한 균열을 피하기 위해 압입 (IDepth) 이 강 조성에 따라 최대값 (IDepth)max 이하로 유지되어야 한다는 증거를 제시하였다. 입계타입이며 Zn 으로 채워진 이러한 균열은, 압입 표면의 외부 코로나에서 더 빈번하게 발생하며, 이는 판 상의 전극 팁의 이전 위치를 체현한다.
이 구역은 압입 구역의 중앙 부분보다 더 심하게 변형된다.
따라서, 이 외부 구역에서의 코너 균열은 압입 영역의 중앙 균열보다 더 자주 발생한다. 적외선 서모그래피 카메라를 사용한 관찰을 통해, 본 발명자들은 큰 코너 균열이 존재하는 구역이 용접 사이클 중 최대 온도가 Ac3 를 초과한 구역에 해당한다는 것을 발견하였다. 균열은 700 ℃ 이상의 온도에서, 규정된 바와 같은 용접 시퀀스의 종료 시에 나타난다. 열적 측정 및 금속조직학적 관찰에 따르면, 본 발명자들은 압입 직경의 위치에서의 최대 온도, 즉 Tmax (IDia) 가 Ac3 미만일 때 LME 심부 균열 (deep crack), 즉 50 미크론보다 깊은 균열이 발생하지 않는다는 것을 발견하였다. 다시 말해, Tmax (IDia) 가 Ac3 미만인 것과 같이 용접 파라미터가 선택된다면, 심부 LME 균열이 회피된다. 이 조건은 용접 파라미터들의 다양한 조합을 통해 획득될 수 있기 때문에, 이러한 조합을 간단히 더 상세하게 정의할 수는 없다. 그러나, I 및 tI 를 낮추고 F 및 R 을 증가시키는 것은 이 결과를 획득하는 경향이 있다.
700 ℃ 이상의 온도에서 LME 균열이 발생했다는 관찰, 압입 구역의 임계 외부 구역에서의 변형의 측정, 및 Gleeble 열 시뮬레이터에서 이 온도 범위에서 수행된 인장 시험에서의 임계 변형의 측정에 기초하여, 본 발명자들은 압입 깊이 (IDepth) 가 (A) 의 강 기재에서 Zn 용해도에 의존하는, 아래 식에 따른 임계값 (IDepth)max 보다 낮게 유지되는 때에 고 성형성 강판 (A) 에서 LME 균열이 회피되거나 또는 매우 감소되었다는 것을 발견하였고:
Znsol 은, 중량% 로, 750 ℃ 에서 강판 (A) 에서의 Zn 의 용해도이다.
Znsol 은 다음의 연속적인 단계들을 포함하는 다음의 방법에 따라 직접 측정될 수 있다:
- 170 h 의 지속기간 동안 750 ℃ 에서 도금 강판 (A) 을 열처리하는 단계. 이 단계는 Zn-기재 계면에서 평형 상태에 도달하도록 Zn 으로부터 강 기재로의 확산을 야기한다.
- 강판 (A) 을 50 ℃/s 보다 높은 속도로 냉각시키는 단계로, 이는 고온 화학적 구배를 주위 온도까지 유지할 수 있게 한다.
- 강/Zn 또는 Zn-합금 코팅 인터페이스로부터 1 미크론의 거리에서 강 중의 Zn 함량을 측정하는 단계. 이 Zn 함량은 예를 들어 자체로 공지된 기술인 X선의 Energy Dispersive Spectrometry 에 의해 측정될 수 있다. 이러한 조건에서, 1 미크론의 거리에서 측정된 Zn 함량은 용해도값 Znsol 이다.
대안적으로, Znsol 은 750 ℃ 에서 강 (A) 에 존재하는 오스테나이트의 부피 또는 표면 분율 (이 두 양은 동일함) 및 이 온도에서 페라이트 및 오스테나이트에서의 Zn 의 용해도를 고려하여 다음 식에 따라 계산될 수 있고:
fγ 는 750 ℃ 에서 강판 (A) 에 존재하는 오스테나이트의 부피 분율이며 0 내지 1 이고, Znα(750) 및 Znγ(750) 은 각각 중량% 로 750 ℃ 에서 강판 (A) 의 페라이트 및 오스테나이트에서의 Zn 의 용해도이다.
750 ℃ 에서 페라이트에서의 Zn 용해도는 Zn 코팅의 존재 하에서 강 (A) 의 포정 온도 (Tper) (즉, 이 온도 이상에서는, Zn 으로 포화된 강 기재가 Fe 와 합금된 액체 Zn, 그리고 결국 강 기재로부터의 다른 치환 원소와 열역학적 평형을 이룸) 및 포정 온도에서의 Zn 용해도 Znα(Tper) 에 의존한다.
(Tper) 는
에 의해 결정되고, (Tper) 은 단위가 ℃ 이고, Mn, Si, Al 및 Cr 은 단위가 중량% 이다. (Tper) 이 750 ℃ 미만 또는 이상인지에 따라, Znα(750) 은,
- (Tper) 이 750 ℃ 이상이면, 
(4), 그리고
- (Tper) 이 750 ℃ 미만이면, 
(5)
에 따라 계산될 수 있다.
페라이트에서 포정 온도에서의 Zn 의 용해도는
에 따라 계산될 수 있고, Znα(Tper) 는 단위가 ℃ 이고, Mn, C, Si, Al 및 Cr 은 단위가 중량% 이다.
오스테나이트에서의 Zn 의 용해도는 다음에 의해 결정되고:
여기서, 
Ae1 및 Ae3 은 단위 ℃ 로 표현되고, 판 (A) 의 강 기재의 평형에서 일어나는 페라이트로부터 오스테나이트로의 변태가 각각 시작되고 종료되는 온도이다.
Ae1 및 Ae3 은 예컨대 팽창계에 기초한 통상적인 기술에 의해 측정되거나 또는 다음 식들에 따라 강 (A) 의 조성으로부터 계산될 수 있고:
Ae1 및 Ae3 은 단위 ℃ 이고, C, Mn, Al, Si, Cr 은 단위가 중량% 이다.
특정 실시형태에서, 본 발명자들은 Zn 또는 Zn합금 코팅 바로 아래의 강의 국부 조성을 고려함으로써 본 발명의 방법이 유리하게 구현된다는 증거를 제시하였다. 환언하면, 상기 식 (3), (6), (9) 및 (10) 에서 C, Mn, Si, Al 및 Cr 의 공칭 함량을 고려하는 대신에, 본 발명자들은 Zn 또는 Zn합금 코팅 아래에서 0 내지 100 미크론 사이의 깊이에 걸쳐 또는 Zn 아래에서 측정되는 원소들의 평균 함량: Cav, Mnav, Siav, Alav 및 Crav 을 고려함으로써 LME 균열 발생이 최적으로 감소되었다는 증거를 제시하였다. 이 실시형태는 특정 수준의 편석이 판 두께 전체에 존재하는 때 또는 강 기재에 수행된 열처리가 도금 단계 전에 표면 조성을 개질시킨 때 특히 관련된다. 따라서, 0 내지 100 미크론의 깊이에 걸친 C, Mn, Al, Si 및 Cr 의 국부 농도 평균은 강의 벌크 조성과 상이할 수 있고, LME 의 발생 예측에 더 관련된다. 대부분의 LME 균열이 0 내지 100 미크론의 깊이를 갖는다는 것을 본 발명자들이 보여 주었으므로, C, Mn, Al, Si 및 Cr 의 평균 함량은 이 깊이 범위 내에서 고려된다. 이러한 평균 함량은 예를 들어 GDOES (Glow-Discharge Optical Emission Spectroscopy) 와 같은 자체로 공지된 기술에 의해 측정될 수 있다.
본 발명자들의 실험에 따르면, 본 발명자들은 강판 (A) 및 (B) 의 두께의 합이 2 ㎜ 보다 클 때 LME 발생 위험이 증가한다는 증거를 또한 제시하였다. 따라서, 스폿 저항 용접부에서 평균 LME 균열 깊이가 40 ㎛ 보다 작은 것을 보장하기 위해, 강판 (A) 및 (B) 의 두께의 합은 3 ㎜ 보다 작아야 한다. 강판 (A) 및 (B) 의 두께의 합이 2 ㎜ 이하라면, 평균 균열 깊이는 심지어 20 ㎛ 미만의 값으로 감소될 수 있다. 따라서, 스폿 저항 용접부에서 평균 LME 균열 깊이가 40 또는 20 ㎛ 보다 작은 것을 보장하기 위해, 강판 (A) 및 (B) 의 두께의 합은 각각 3 또는 2 ㎜ 이하이어야 한다.
특정 실시형태로서, 고 성형성 강판 (A) 은 C ≥ 0.04 %, Mn ≥ 0.2 %, 잔부인 Fe 및 불가피한 불순물을 함유하는 조성을 갖는 적어도 용융 아연도금 강판 (B) 과 용접된다. 본 발명자들에 의해 수행된 실험에 따르면, 강판 (B) 이 강 (A) 보다 훨씬 낮은 C 및 Mn 함량의 조성을 갖는 강일 때, 즉 강 (B) 이 C < 0.04 % 및 Mn < 0.2 % 와 같은 조성을 갖는 때, LME 의 발생 및 심각도가 증가한다. 이론에 구속됨이 없이, 스폿 용접이 강판 (A) 와 (B) 사이에 중간 조성을 갖는 용융 구역을 생성하는 것으로 여겨진다. (A) 와 (B) 사이의 조성 차이가 크면, 강 (A) 와 너깃의 변형 온도가 매우 다를 것이고, 이는 일부 구역은 용접 사이클의 냉각 단계 동안 상변태를 겪을 수 있는 반면, 매우 가까운 다른 구역은 그러한 상변태를 겪지 않음을 의미한다. 상변태는 부피 변화와 함께 일어나므로, 이러한 상황은 액체 금속 취화의 측면에서 해로운 일시적인 응력 증가를 야기하는 것으로 여겨진다. 따라서, LME 를 완화시키기 위해, 본 발명에서 구현되는 조성이 주어지면, 낮은 C (C < 0.04 %) 및 낮은 Mn (Mn < 0.2 %) 을 갖는 조성을 강 (B) 에 제공하는 것을 피하는 것이 바람직하다.
이제, 제한적이지 않은 이하의 예들에 의해 본 발명을 설명한다.
예 1:
SA, SB 및 SC 로 표시하는 3 개의 강판들이 제공되었다. 이 강들의 조성 (중량% 로 표시되며 잔부가 철과 제강으로 인한 불가피한 원소임) 이 표 1 에 기재되어 있다. 잔류 또는 불가피한 원소 중에서, 이 강들의 경우 S 함량은 0.003 % 미만이고 P 함량은 0.014 % 미만이다. 강판들은 16 ㎛ 두께의 전기도금 Zn 코팅으로 도금된다.
상기 식들 (2-10) 에 따라 계산된 750 ℃ 에서의 Zn 용해도 Znsol 가, 2009년 10월에 발행된 ISO 표준 ISO 6892-1 에 따라 측정된 강의 인장 기계적 특성 (UTS: Ultimate Tensile Strength, TEL : Total Elongation) 과 함께 표 1 에 기재되어 있다. 강판들 SA-SB 의 두께는 1 ㎜ 이고, 강판 SC 의 두께는 1.2 ㎜ 이다.
표 1: 조성 (중량%), 750 ℃ 에서의 Zn 용해도, 및 강의 인장 특성
강판들은 350 daN 의 힘 하에서 50 Hz 의 교류 및 6 ㎜ 팁 직경을 갖는 전극으로 저항 스폿 용접되었다. 저항 용접의 지속기간 및 강도에 따라, 다양한 압입 깊이가 획득되었다. 예를 들어, 강 SA 의 경우, 용접 조건들 (SA1, SA2, SA3...) 이 상이한 압입 깊이를 획득할 수 있게 한다.
저항 스폿 용접부의 강도는 ISO 표준 14273 에 따라 인장 랩 전단 시험에 의해 측정되었다. 시험 결과는 계면 파괴가 관찰되지 않으면 만족스러운 것으로 간주된다.
그 후, 용접부는 아연 코팅을 제거하기 위해 억제제를 함유하는 묽은 HCl 용액에서 산세되고, 절단되고, 연마되어, 2.5 내지 100x 의 배율 하에서 액체 금속 취화로 인한 균열의 최종적인 존재를 결정 및 측정되었다. 용접 면당 평균 균열 깊이를 얻기 위해 10 개의 용접부에서 균열 깊이를 측정하였다. 20 ㎛ 미만의 평균 균열 깊이를 획득하는 것이 바람직하다.
관찰 결과는, 상기 식 (1) 에 따른 (IDepthmax) 의 계산과 함께, 표 2 에 제시되어 있다.
표 2: 랩 인장 시험에서의 용접부의 파괴 모드 및 용접부에서의 LME 균열의 특징
밑줄 친 값: 본 발명에 따르지 않음
예 2:
예 1 의 강판 SC 는 저항 스폿 용접을 통해 강 SD 에 조립되었고, 그 조성은 표 3 에 제시되어 있으며, 잔부는 철 및 제강으로 인한 불가피한 불순물이다.
표 3: 강 SD 의 조성 (중량%)
강 SD 는 12 미크론의 Zn 코팅 및 0.8 ㎜ 또는 1.9 ㎜ 의 상이한 두께를 갖는 용융 아연도금 강판의 형태로 제공되었다. 따라서, 총 두께가 2 또는 3.1 ㎜ 인 저항 스폿 용접부가 제조되었다. 강판 SC 의 스폿 용접부 표면에서의 평균 균열 깊이는 예 1 에서 설명된 것과 동일한 방식으로 결정되었다.
표 4: 상이한 총 두께를 갖는 용접부에서의 균열 깊이
따라서, 총 두께를 3 또는 심지어 2 ㎜ 미만으로 감소시킴으로써, 평균 균열 깊이가 감소된 스폿 용접부를 제조할 수 있다.
예 3:
10 kN 의 공압 잭 및 64 kVA 의 전력 변압기를 갖는 저항 스폿 용접기에는, 용접 전극의 수직 변위를 기록할 수 있는 센서가 장착되어 있다. 용접 작업 전후의 전극 위치 사이의 차이는 압입 깊이 (IDepth) 에 해당한다. 동시에, 고속 카메라가 제공되었고, 용접 작업 동안 전극의 위치를 기록하기 위한 인덱스가 되도록 용접 전극 상에 마크가 형성되었다. 용접부 자체에서 측정된 압입 값과의 비교 후, 두 방법 (센서 및 고속 카메라) 이 (IDepth) 의 값을 정확하게 제공할 수 있다고 언급되었다.
예 1 에 설명된 조건에서, 강 SB 는 제공되었고, (IDepth) 가 이 강 조성에 따른 최대 압입 깊이 IDepthmax 보다 높거나 또는 그보다 낮은 값에 도달하는 때 정지된 용접 사이클로 용접되었다. 그 결과들은 표 4 에 제시되어 있다.
표 4: 압입 값에 따라 중단된 용접부에서의 파괴 모드 및 LME 균열의 특징
밑줄 친 값: 본 발명에 따르지 않음
따라서, 전극 변위는, 용접 작업이 정지되어야 하고 이로써 용접 품질을 보장해야 한다는 것을 나타내는 입력 신호로서 사용될 수 있다.
예 4:
InSb 검출기를 구비한 적외선 카메라를 사용하여, 전극의 바로 주변에서, 즉 압입 직경 (IDia) 의 위치에서 강판 표면의 온도를 측정하였다. 용접 사이클 동안, 온도는 일단 전류가 중단되고 냉각 전에 최대 Tmax (IDia) 까지 상승한다. 따라서, 측정된 온도 Tmax (IDia) 를 강의 Ac3 온도와 비교하는 것이 가능하다. 다양한 압입 깊이를 획득하기 위해 상이한 파라미터를 사용하여 예 1 에 언급된 바와 같은 강들 SA-SB 에 대해 시험을 수행하였다. 50 ㎛ 보다 깊은, LME 로 인한 코너 균열의 존재가 평가되었다. 강 SA 및 SB 의 경우, Ac3 의 값은 각각 930 ℃ 및 965 ℃ 이다.
표 5 : 압입 영역 주변에서의 온도 및 균열의 특징
밑줄 친 Tmax (IDia) 값: 본 발명에 따르지 않음
따라서, Tmax (IDia) 가 Ac3 미만인 것과 같이 용접 파라미터가 선택되면, 심부 LME 코너 균열이 회피된다고 관찰된다.
예 5:
비도금 상태의 강 SC 는 100 미크론의 깊이 내에서 그 표면에서 조성의 개질을 일으키도록 가열되고, 그 후 예 1 과 동일한 코팅을 얻기 위해 전기도금에 의해 Zn 도금된다. Zn 코팅 아래에서 0 내지 100 미크론의 깊이에 걸쳐 아연 하에서 평균 함량 Cav, Mnav, Siav, Alav 및 Crav 가 Glow-Discharge Optical Emission Spectroscopy 에 의해 측정되었다. 도금 강판은 표 2 의 조건 SC3 과 유사한 조건 SC4 에서 용접되었다.
스폿 용접당 100 ㎛ 보다 큰 깊이를 갖는 균열의 평균 개수를 측정하였다. 이 결과는 강판 C 의 공칭 조성 또는 Zn 코팅 아래에서 0 내지 100 미크론의 깊이에 걸친 평균 조성을 고려한 상기 식들 (1-10) 에 따른 (IDepthmax) 의 계산과 함께 표 6 에 제시되어 있다.
표 6: 벌크 또는 표면 조성에 따른 균열의 수
트라이얼 SC3 및 SC4 는 동일한 공칭 조성의 강 SC 로부터 수행되었다. 최대 압입 깊이의 계산을 위해 이 트라이얼에 단지 공칭 조성의 강 SC 만을 사용하면, 트라이얼 결과가 동일할 것으로 예측할 수 있다. 그러나, 트라이얼 SC4 에서, 큰 균열의 수가 트라이얼 SC3 에 비해 훨씬 감소된다. 이는 강의 표면이 조성 변화를 겪는 경우에 최대 압입 깊이가 벌크 강 조성보다는 100 미크론의 깊이에 걸친 평균 조성으로부터 계산되어야 한다는 것을 보여준다.
예 6:
표 1 에 강 SC 의 조성을 갖는 1.6 ㎜ 두께의 2 개의 Zn 도금 강판들을 저항 스폿 용접하여 용접 SC4 를 생성하였다.
또한, 1.6 ㎜ 두께의 강판 SC 를, 표 3 의 조성을 갖는 1.6 ㎜ 두께의 강판 SD 와 용접하여, 용접 SC5 를 생성하였다. 두 용접에서의 균열의 개수는 표 7 에 제시되어 있다.
표 7: 강판들 사이의 조성 차이에 따른 균열 수
강판 SD 는 C 및 Mn 이 매우 낮기 때문에, 강들 SC 와 SD 사이의 C 및 Mn 의 조성 차이가 크고, 균열 형성 위험이 증가한다.
이에 비해, 균질 용접 SC4 에서는 크랙 수가 감소된다.
따라서, 높은 기계적 특성으로 인해, 본 발명에 따라 제조되는 성형 가능한 고강도 강으로 제조된 저항 스폿 용접부는 자동차의 구조적 또는 안전 부품의 제조에 유리하게 사용될 수 있다.
Claims (20)
- 다음의 연속적인 단계들:
- 0.5 내지 3 ㎜ 의 두께 (th) 를 갖는 적어도 2 개의 강판들을 제공하는 단계로서, 상기 강판들 중의 적어도 하나는, 800 MPa 보다 높은 인장 강도 (TS) 및 (TS)x(TEL) > 14000 MPa% 와 같은 총 연신율 (TEL) 을 갖는 아연 또는 아연합금 도금 강판 (A) 이고, 상기 강판 (A) 의 강 기재 (steel substrate) 의 조성은, 중량으로,
0.05% ≤ C ≤ 0.4%,
0.3% ≤ Mn ≤ 8%,
0.010% ≤ Al ≤3%,
0.010% ≤ Si ≤ 2.09%,
0.5% ≤ (Si+Al) ≤ 3.5%,
0.001% ≤ Cr ≤ 1.0%,
0.001% ≤ Mo ≤ 0.5%,
및 임의로
0.005% ≤ Nb ≤0.1%,
0.005% ≤ V ≤ 0.2%,
0.005% ≤ Ti ≤ 0.1%,
0.0003% ≤ B ≤ 0.005%,
0.001% ≤ Ni ≤ 1.0%
를 함유하고, 잔부는 Fe 및 불가피한 불순물인, 상기 적어도 2 개의 강판들을 제공하는 단계;
- 상기 강판 (A) 의 표면에
과 같은 압입 깊이 (IDepth) 를 갖는 용접부를 생성하도록 상기 적어도 2 개의 강판의 저항 스폿 용접을 행하는 단계로서, (IDepth) 는 단위가 마이크로미터이고, Znsol 은 중량% 로 750 ℃ 에서 상기 강판 (A) 중의 Zn 의 용해도인, 상기 적어도 2 개의 강판의 저항 스폿 용접을 행하는 단계
를 포함하는, 저항 스폿 용접 방법. - 제 1 항에 있어서,
이고, fγ 는 750 ℃ 에서 상기 강판 (A) 에 존재하는 오스테나이트의 상대 부피 분율이며 0 내지 1 이고, Znα(750) 및 Znγ(750) 은 각각 중량% 로 750 ℃ 에서 상기 강판 (A) 의 페라이트 및 오스테나이트에서의 Zn 의 용해도이며;
Zn 의 존재 하에서 강판 (A) 의 포정 (peritectic) 온도 (Tper) 는
에 의해 결정되고, (Tper) 은 단위가 ℃ 이고, Mn, Si, Al 및 Cr 은 단위가 중량% 이며,
이고, Znα(Tper) 는 단위가 ℃ 이고, Mn, C, Si, Al 및 Cr 은 단위가 중량% 일 때,
- (Tper) 이 750 ℃ 이상이면,이고,
- (Tper) 이 750 ℃ 미만이면,이며,
일 때,
이고, Ae1 및 Ae3 은 단위 ℃ 로 표현되며 페라이트로부터 오스테나이트로의 변태가 각각 시작되고 종료되는 온도인, 저항 스폿 용접 방법.
- 제 2 항에 있어서,
이고, C, Mn, Al, Si, Cr 은 단위가 중량% 인, 저항 스폿 용접 방법. - 제 2 항에 있어서,
이고, C, Mn, Al, Si, Cr 은 단위가 중량% 인, 저항 스폿 용접 방법. - 제 1 항에 있어서,
Znsol 은 다음의 연속적인 단계들:
- 제 1 항의 도금 강판을 제공하는 단계, 이어서
- 170 h 의 지속기간 동안 750 ℃ 에서 상기 도금 강판 (A) 을 열처리하는 단계, 이어서
- 50 ℃/s 의 속도로 상기 강판 (A) 을 냉각시키는 단계, 이어서
- 강/Zn 또는 Zn-합금 코팅 인터페이스로부터 1 미크론의 거리에서 강 중의 Zn 함량을 측정하는 단계
를 포함하는 방법에 따라 결정되는, 저항 스폿 용접 방법. - 제 1 항에 있어서,
강판 (A) 에 용접된 강판들 중 적어도 하나가 아연 또는 아연합금 도금 강판 (B) 이고, 강판들 (A) 및 (B) 의 두께들의 합이 3 ㎜ 이하인, 저항 스폿 용접 방법. - 제 6 항에 있어서,
강판들 (A) 및 (B) 의 두께들의 합이 2 ㎜ 이하인, 저항 스폿 용접 방법. - 제 6 항에 있어서,
상기 아연 또는 아연합금 도금 강판 (B) 은,
C ≥ 0.04%,
Mn ≥ 0.2%
를 함유하는 조성을 갖는 강이고,
잔부는 Fe 및 불가피한 불순물인, 저항 스폿 용접 방법. - 제 2 항에 있어서,
Znsol, Ae1 및 Ae3 은 Cav, Mnav, Siav, Alav 및 Crav 로 계산되고,
Cav, Mnav, Siav, Alav 및 Crav 는 각각 0 내지 100 미크론의 깊이에 걸쳐 상기 강판 (A) 의 아연 코팅 아래에서 측정되는 C, Mn, Si, Al, Cr 의 평균 함량인, 저항 스폿 용접 방법. - 제 1 항에 있어서,
(IDepth) ≥ 125 ㎛ 인, 저항 스폿 용접 방법. - 제 1 항에 있어서,
(IDepth) 는 용접 전극의 변위 (displacement) 를 통해 측정되고,
용접 공정은 (IDepth) 가 100 미크론 내지에 포함되는 때에 정지되는, 저항 스폿 용접 방법.
- 제 11 항에 있어서,
(IDepth) 는 용접 전극의 변위를 통해 측정되고,
용접 공정은 (IDepth) 가 125 미크론 내지에 포함되는 때에 정지되는, 저항 스폿 용접 방법.
- 제 1 항에 있어서,
용접부의 압입 구역의 외부에서 용접 중에 도달되는 최대 온도가
이도록 용접 파라미터들이 선택되고, (IDia) 는 압입 직경의 위치인, 저항 스폿 용접 방법. - 0.5 내지 3 ㎜ 의 두께 (th) 를 갖는 적어도 2 개의 강판들을 포함하는 저항 스폿 용접부로서, 상기 강판들 중의 적어도 하나는, 800 MPa 보다 높은 인장 강도 (TS) 및 (TS)x(TEL) > 14000 MPa% 와 같은 총 연신율 (TEL) 을 갖는 아연 또는 아연합금 도금 강판 (A) 이고, 상기 강판 (A) 의 조성은, 중량으로,
0.05% ≤ C ≤ 0.4%,
0.3% ≤ Mn ≤ 8%,
0.010% ≤ Al ≤3%,
0.010% ≤ Si ≤ 2.09%,
0.5% ≤ (Si+Al) ≤ 3.5%,
0.001% ≤ Cr ≤ 1.0%,
0.001% ≤ Mo ≤ 0.5%,
및 임의로
0.005% ≤ Nb ≤0.1%,
0.005% ≤ V ≤ 0.2%,
0.005% ≤ Ti ≤ 0.1%,
0.0003% ≤ B ≤ 0.005%,
0.001% ≤ Ni ≤ 1.0%
를 함유하고, 잔부는 Fe 및 불가피한 불순물이고,
상기 강판 (A) 의 표면상의 압입 깊이 (IDepth) 는
과 같고, (IDepth) 는 단위가 마이크로미터이고, Znsol 은 중량% 로 750 ℃ 에서 상기 강판 (A) 중의 Zn 의 용해도인, 저항 스폿 용접부. - 제 14 항에 있어서,
(IDepth) ≥ 125 ㎛ 인, 저항 스폿 용접부. - 제 14 항에 있어서,
아연 또는 아연합금 도금 강판 (A) 인, 상기 강판들 중의 상기 적어도 하나는, 0.5 % 이상의 Si 를 함유하는 조성을 갖는, 저항 스폿 용접부. - 제 16 항에 있어서,
아연 또는 아연합금 도금 강판 (A) 인, 상기 강판들 중의 상기 적어도 하나는, 0.7 % 이상의 Si 를 함유하는 조성을 갖는, 저항 스폿 용접부. - 제 14 항에 있어서,
아연 또는 아연합금 도금 강판 (A) 인, 상기 강판들 중의 상기 적어도 하나는, 7 내지 30 % 의 잔류 오스테나이트 표면 분율을 포함하는, 저항 스폿 용접부. - 제 14 항에 있어서,
아연 또는 아연합금 도금 강판 (A) 인, 상기 강판들 중의 상기 적어도 하나는, 0 내지 100 미크론의 깊이에 걸쳐, 상기 강판 (A) 의 벌크 조성과 상이한 C, Mn, Al, Si 및 Cr 의 국부 농도 평균을 포함하고, C, Mn, Al, Si 및 Cr 의 상기 국부 농도 평균은 GDOES (Glow-Discharge Optical Emission Spectroscopy) 에 의해 측정되는, 저항 스폿 용접부. - 제 14 항 내지 제 19 항 중 어느 한 항에 따른 또는 제 1 항 내지 제 13 항 중 어느 한 항에 따라 형성된 저항 스폿 용접부로서, 상기 저항 스폿 용접부는 자동차의 구조적 또는 안전 부품의 제조를 위해 사용되는, 저항 스폿 용접부.
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