KR20080089501A - 강재와 알루미늄재의 접합체, 그 스폿 용접 방법 및 그것에이용하는 전극 팁 - Google Patents

Abstract

접합 강도가 높은 스폿 용접을 행할 수 있는 구리재와 알루미늄재의 접합체 및 그 스폿 용접법을 제공하는 것을 목적으로 한다. 일 실시 형태로서 판 두께(t₁)가 0.3 내지 3.0mm인 강재(1)와 판 두께(t₂)가 0.5 내지 4.0mm인 알루미늄재(2)를 스폿 용접으로 접합하여 강재와 알루미늄재의 접합체를 형성한다. 이 접합체는 접합부에 있어서의 너겟 면적이 20×t2^{0 .5} 내지 100×t2^{0 .5}mm²이고 계면 반응층의 두께가 0.5 내지 3㎛인 부분의 면적이 10×t2^{0 .5}mm²이고 또한 접합부 중심과 접합부 중심으로부터 접합 직경(Dc)의 1/4의 거리만큼 이격된 점에 있어서의 계면 반응층의 두께의 차가 5㎛ 이내인 것을 특징으로 한다. 이에 의해 클래드재 등 다른 재료를 새롭게 이용하는 일 없이, 또한, 새로이 별도의 공정을 추가하는 일 없이 기존의 스폿 용접 장치에서 저비용으로 형성할 수 있는 접합 강도가 우수한 이종 부재 접합체 및 그 스폿 용접 방법을 제공할 수 있다.

너겟, 계면 반응층, 접합부 중심, 강재, 알루미늄재

Description

강재와 알루미늄재의 접합체, 그 스폿 용접 방법 및 그것에 이용하는 전극 팁{JOINT PRODUCT BETWEEN STEEL PRODUCT AND ALUMINUM MATERIAL, SPOT WELDING METHOD FOR THE JOINT PRODUCT, AND ELECTRODE CHIP FOR USE IN THE JOINT PRODUCT}

본 발명은 자동차, 철도 차량 등의 수송 차량, 기계 부품, 건축 구조물 등의 조립 공정시에 필요한 강재와 알루미늄재를 스폿 용접으로 접합하는 기술에 관한 것이다.

스폿 용접은 일반적으로는 동종의 금속 부재끼리를 접합한다. 그러나 예를 들어 철계 재료(이하, 단순히 강재라고 한다)와 알루미늄계 재료(순 알루미늄 및 알루미늄 합금을 총칭한 것으로, 이하, 단순히 알루미늄재라고 한다)라고 하는 이종의 금속 부재의 접합(이종 부재 접합체)에 적용할 수 있으면 경량화 등에 현저하게 기여할 수 있다.

그러나 강재와 알루미늄재를 접합할 경우, 접합부에 취약한 금속간 화합물이 생성되기 쉽기 때문에 신뢰성이 있는 고강도를 갖는 접합부(접합 강도)를 얻는 것은 매우 곤란하였다. 따라서 종래에는 이들 이종 부재 접합체(이종 금속 부재 접합체)의 접합에는 볼트나 리벳 등에 의한 접합이 행해졌지만 접합 이음매의 신뢰 성, 기밀성, 비용 등의 문제가 있다.

그래서 종래로부터 이들 이종 접합체의 스폿 용접법에 대해서 많은 검토가 행해져 왔다. 예를 들어 알루미늄재와 강재의 사이에 알루미늄-강 클래드재를 인서트하는 방법이 제안되어 있다(특허 문헌1, 2 참조). 또한, 강재측에 융점이 낮은 금속을 도금하거나 인서트하거나 하는 방법이 제안되어 있다(특허 문헌3, 4, 5 참조). 또한, 알루미늄재와 강재의 사이에 절연체 입자를 끼우는 방법(특허 문헌6 참조)이나 부재에 미리 요철을 형성하는 방법(특허 문헌7 참조) 등도 제안되어 있다.

그러나 이들 모든 방법은 단순한 스폿 용접이 아니고, 다층에서의 스폿 용접이나 도금이나 가공 등 별도의 공정이 필요하여 현상의 용접 라인에 새로운 설비를 짜넣지 않으면 안되는 문제가 있어 용접 비용도 높아진다. 또한, 이들 모든 방법이 용접 조건이 현저하게 한정되는 등 작업상의 문제도 많다.

그것들과는 다른 수법으로 도금 등의 피막을 강에 실시하는 방법으로서 특허 문헌8 내지 11 등이 제안되어 있다. 이들에는 강 또는 알루미늄재에 미리 도금을 실시해 놓으면 직접 용접이 가능하기 때문에 범용성이 높고, 또 저융점인 막을 강-알루미늄재료 간에 형성함으로써 계면 반응층의 저감이나 계면에 요철을 형성시키는 것을 목적으로 하고 있어 각각 강과 알루미늄 재료와의 직접 접합보다도 높은 강도를 얻은 것이 기재되어 있다. 또한, 도금의 종류에 따라서는 강과 알루미늄재의 사이에서 발생하는 이종 금속 접촉 부식을 억제할 수 있다. 특허 문헌8에서는 Mg을, 특허 문헌9에서는 알루미늄재보다 저융점의 막을, 특허 문헌 10에서는 강보 다 저융점의 막을, 특허 문헌11에서는 알루미늄재의 융점보다 300℃ 낮은 온도 이상이며 또한 알루미늄재의 융점보다도 낮은 온도가 융점이 되는 막을 형성하고 있다.

그러나 특허 문헌8에서는 모재 파단이라고는 하나 80kgf로 강도가 불충분하다. 또 특허 문헌9에서는 충분한 전단 인장 강도가 얻어지고 있으나 너겟이 형성되어 있지 않다. 이들 미시적인 결합에 의한 앵커 효과만으로는 전단 인장 강도는 확보할 수 있어도 십자 인장 강도(박리 강도)를 유지할 수 없어 용도는 전단 인장밖에 발생하지 않는 특수한 것에 한정된다.

특허 문헌 10에서는 또한 저항체를 인서트 할 필요가 있기 때문에 상기한 현상의 용접 라인에 새로운 설비를 짜넣지 않으면 안되는 문제가 있어 비용도 높다. 특허 문헌11에서는 십자 인장 강도로 모재 파단이 얻어지고 있으나 계면 반응층이 형성되지 않는 것이 고강도가 되는 작용으로서 기재되어 있다. 확실히, 강과 알루미늄의 금속간 화합물인 계면 반응층은 취약하기는 하나 발명자들의 지견에서는 특허 문헌 10과 같이 계면 반응층이 전혀 없어서는 상호 확산에 의한 밀착층이 없기 때문에 접합강도로서는 낮아진다. 이로 인해 특허 문헌9와 같이, 미시적인 결합만으로는 충분한 십자 인장 강도를 유지할 수 없어 가일층의 고강도 접합체의 요망에는 부응할 수가 없다.

또한, 본 발명자 등은 스폿 용접에 의해 형성되는 접합부의 계면 반응층의 구조를 최적화하는 것에 착목해서 검토를 계속해 오고 있어 계면 반응층의 두께나 면적, 구조를 제어함으로써 높은 접합 강도를 갖는 이종 부재 접합체의 제작이 가 능한 것을 발견하였다.

본 발명자 등은 특허 문헌12 내지 15에서 도금 피막의 두께나 융점, 또한 너겟 직경, 계면 반응층 두께를 제어함으로써 0.9kN/spot 이상의 박리 강도를 얻을 수 있는 기술을 제안하였다.

특허문헌1 : 일본 공개 특허 공보 : 6-63763호

특허문헌2 : 일본 공개 특허 공보 : 7-178563호

특허문헌3 : 일본 공개 특허 공보 : 4-251676호

특허문헌4 : 일본 공개 특허 공보 : 7-24581호

특허문헌5 : 일본 공개 특허 공보 : 4-143083호

특허문헌6 : 일본 공개 특허 공보 : 5-228643호

특허문헌7 : 일본 공개 특허 공보 : 9-174249호

특허문헌8 : 일본 공개 특허 공보 : 4-143083호

특허문헌9 : 일본 공개 특허 공보 : 4-251676호

특허문헌 10 : 일본 공개 특허 공보 : 7-24581호

특허문헌11 : 일본 공개 특허 공보 : 7-178565호

특허문헌12 : 일본 공개 특허 공보 : 2005-305504호

특허문헌13 : 일본 공개 특허 공보 : 2005-152958호

특허문헌14 : 일본 공개 특허공보 : 2005-152959호

특허문헌15 : 일본 공개 특허 공보 : 2006-167801호

그러나 조립품의 강도의 가일층의 증대, 스폿 점수의 절약화의 요망에 부응하기 위하여 보다 높은 접합 강도를 얻을 수 있는 스폿 용접 기술의 완성이 요구되고 있다.

특허 문헌12 내지 15에서도 더욱 접합 강도를 높이기 위해서는 한계가 있다. 또한, 강과 알루미늄재의 이종 금속간에서는 특히, 전식이라고 불리는 접촉 부식이 발생하기 쉬워 강재와 알루미늄재를 스폿 용접으로 접합한 이종 부재 접합체에 있어서도 예외는 아니다. 자동차 부재 등으로서 이종 부재 접합체의 사용 중에 이러한 전식이 발생했을 경우에는 이종 부재 접합체의 접합 강도도 저하된다.

이로 인해 강재와 알루미늄재를 스폿 용접으로 접합한 이종 부재 접합체를 자동차 부재 등으로서 실용화하기 위해서는 이러한 접촉 부식을 억제할 필요가 있다. 이러한 접촉 부식을 억제하기 위해서는 유기 수지 피막 등에 의해 강재와 알루미늄재를 절연하는 것이 유효하기는 하다. 그러나 강재와 알루미늄재를 유기 수지 피막 등에 의해 절연했을 경우에는 접촉 부식은 억제할 수 있지만 이들 양자간의 통전에 의해 용접하는 스폿 용접 자체가 곤란해진다. 이 때문에 스폿 용접 시의 이종 부재 접합체의 접합 강도가 저하한다고 하는 문제가 반대로 발생한다.

따라서 강재와 알루미늄재를 스폿 용접으로 접합한 이종 부재 접합체의 접합 강도를 높이는 동시에 접촉 부식을 억제할 수 있는 유효한 수단은 지금까지 좀처럼 제안되어 오지 않은 것이 실상이다.

또한, 상기 자동차 차체 패널 등의 강재측에 범용되고 있는 아연 도금 강판에서는 강재와 알루미늄재의 이종 부재 접합체에 있어서는 도금되지 않은 강판보다도 스폿 용접성이 나빠진다고 하는 문제도 있다.

이것은 이종 부재 접합의 접합부에 생성되는 상기 취약한 금속간 화합물의 이외에 아연 도금 강판(아연 도금 강재)과 알루미늄재의 이종 부재 접합에서는 아연 도금에 유래한, 취약한 Zn-Fe계 화합물층이 필연적으로 생성되기 때문이다. 이 Zn-Fe계 화합물층은 취약하기 때문에 파괴의 기점이 되어 접합 강도를 현저하게 저하시킨다.

본 발명은 상기의 다양한 과제를 해결하기 위하여 행해진 것이다. 스폿 용접으로 강재와 알루미늄재를 접합할 때에 상기 종래 기술과 같이, 클래드재 등 다른 재료를 새롭게 사용하는 일 없이, 또한, 새롭게 별도 공정을 추가하는 일 없이, 기존의 스폿 용접 장치로 저비용으로 형성할 수 있다, 접합 강도에 우수한 강재와 알루미늄재의 접합체 및 그 스폿 용접 방법을 제공하는 것을 목적으로 한다.

또한, 본 발명은 강재와 알루미늄재를 스폿 용접으로 접합할 때의 접합 강도를 높이는 동시에 접촉 부식을 억제할 수 있는 이종 부재 접합체 및 그 스폿 용접 방법을 제공하는 것을 목적으로 한다.

또한, 본 발명은 아연 도금 강판(강재)이라 하더라도 접합 강도가 높은 스폿 용접을 할 수 있는 강재와 알루미늄재의 접합체를 제공하는 것을 목적으로 한다.

본 발명자 등은 이하에 서술하는 바와 같이, 상기 과제를 해결하기 위하여 더욱 검토를 진척시켜 본원 발명을 완성하기에 이르렀다.

강재끼리나 알루미늄재끼리 등, 동종의 재료끼리를 높은 접합 강도로 스폿 용접하기 위해서는 일반적으로, 너겟의 형성을 촉진하면 되어, 너겟 면적이 클수록 전단 강도 및 십자 인장 강도 모두가 높아지는 것이 알려져 있다.

또한, 너겟 면적(직경)은 입열량과 강한 상관 관계가 있어 전류량이 높을수록, 시간이 길수록 커지기 때문에 일반적으로는 스폿 용접 시의 입열량으로 너겟 면적을 제어함으로써 접합 강도가 높은 접합체를 얻고 있다. 물론 너겟 면적이 지나치게 커지면 피접합재의 반접합 표면(접합면과는 반대측의 표면)까지 용융부가 도달해서 금속재료의 비산이 발생하기 때문에 적정한 너겟 면적을 얻는 것이 중요해진다.

그러나 강재와 알루미늄재라고 하는 이종 부재를 접합할 경우, 강재는 알루미늄재와 비교하여 융점, 전기 저항이 모두 높고, 열전도율이 작기 때문에 알루미늄재측보다 강재측 쪽의 발열이 커져서 우선 강재와 접하는 표면으로부터 저융점의 알루미늄재가 용융된다. 다음에 강재의 알루미늄재와 접하는 표면이 용융되어 결과적으로 접합 계면에서 Al-Fe계의 취약한 금속간 화합물층(이하, 「계면 반응층」이라 한다.)이 형성되기 때문에 높은 접합 강도는 얻을 수 없다.

강재와 알루미늄재의 스폿 접합으로 형성되는 금속간 화합물은 크게 2층으로 나뉘어져 강재측에 A1₅Fe₂계 화합물(후술하는 표 10 등에서 정의하는 금속간 화합물 A1₅Fe₂의 의미), 알루미늄재측에 A1₃Fe계 화합물(후술하는 표 10 등에서 정의하는 금속간 화합물 A1₃Fe의 의미)이 형성되는 것이 알려져 있다. 그것들의 금속간 화합물은 대단히 취약하기 때문에 종래로부터 높은 접합 강도는 얻을 수 없다고 되어 있다.

이것에 더해서 아연 도금 강판(아연 도금 강재)과 알루미늄재의 스폿 접합에서는 전술한 바와 같이 아연 도금에 유래하는 Zn-Fe계 화합물(후술하는 표 10 등에서 정의하는 금속간 화합물 Fe₃Zn₇의 의미)층이 생성되어, 상기 화합물층 중에 필연적으로 포함되게 된다. 이 Zn-Fe계 화합물층은 취약하기 때문에 파괴의 기점이 되어 접합 강도를 현저하게 저하시킨다.

또한, 알루미늄재의 반접합 표면까지 용융이 도달하여 금속재료의 비산이 발생하면 알루미늄재의 감소 두께량이 증대하여 역시 높은 접합 강도를 얻을 수 없다.

즉, 강재와 알루미늄재의 이종 부재를 스폿 용접으로 접합할 경우, 높은 접합 강도를 얻기 위해서는 어느 정도의 너겟 직경을 형성하는 높은 입열량을 가하는 것은 필요하다. 그러나 본 발명의 지견에 따르면 보다 높은 접합 강도를 얻기 위해서는 너겟 직경의 제어보다도 오히려 계면 반응층의 형성 면적이나 두께 분포를 제어하는 것이 필요하다.

즉, 강재와 알루미늄재라고 하는 이종 부재를 스폿 용접으로 접합할 경우, 높은 접합 강도를 얻기 위해서는 소정의 너겟 면적을 형성할 만큼의 입열량을 가하는 것은 필요하지만 접합 계면에서 계면 반응층의 형성을 억제하기 위하여 강재의 용융을 최소한으로 억제하고, 또한 금속재료의 비산의 발생을 최소량으로 억제하는 것이 요구된다.

이로 인해 우선 스폿 용접 조건에 대해서는 고전류로 큰 너겟 면적을 얻으면서 강재 및 알루미늄재의 발열을 억제하여 접합 계면에서의 강재의 용융을 가능한 한 균일하고 또한 적게 억제할 수 있으면 계면 반응층을 얇고 넓게 형성할 수 있어 높은 접합 강도를 얻을 수 있다고 생각된다.

그러나 종래의 스폿 용접 방법으로 고전류를 가하면 접합부 중심부에 있어서 전류밀도가 높아져 강재의 발열·용융 및 알루미늄재의 용융도 커지기 때문에 접합부 중심부에서 계면 반응층이 두껍게 형성된다. 전극 팁의 선단부(R)를 크게함으로써 접합부 중심부에의 전류의 집중을 경감하고, 넓은 면적으로 접합하는 것이 가능하지만 역시 접합부 중심부의 계면 반응층은 두껍고, 용접조건에 따라서는 접합부 중심부에서 알루미늄재에 결함이 발생한다.

종래의 검토에서는 접합 강도를 결정짓고 있는 것은 접합부의 중심부가 아니라 주변부라고 생각하여 중심부의 계면 반응층 두께가 두꺼워지는 것은 경시해 왔지만 더 상세하게 해석하면 주변부가 동일 정도의 계면 반응층 두께라도 중심부의 계면 반응층이 어느 정도 이상 두꺼우면 접합 강도가 저하하는 것, 나아가서는 금속재료의 비산의 발생에 의해 외관이 손상될 뿐만 아니라, 주변부의 계면 반응층의 두께 분포도 변화되어 접합 강도의 편차의 요인이 되는 것이 명백해졌다.

즉, 접합 강도를 종래보다 더욱 향상시키기 위해서는 강재 및 알루미늄재의 발열을 억제하고, 전류밀도를 분산시키면서 가능한 한 고전류로 접합하고, 접합된 이종 부재 접합체의 계면 반응층을 접합부 중심부도 포함시켜서 대면적으로 최적 두께 범위로 제어하는 것이 중요하다는 것을 알았다.

그리고 상기 지견을 기초로 하여 이하의 발명을 완성하였다.

상기 목적을 달성하기 위한, 본 발명에 있어서의 강재와 알루미늄재의 이종 부재 접합체의 요지는 판 두께(t₁)가 0.3 내지 3.0mm인 강재와 판 두께(t₂)가 0.5 내지 4.0mm인 순 알루미늄재 또는 알루미늄 합금재(이하, 순 알루미늄재 또는 알루미늄 합금재를 「알루미늄재」라고 한다.)를 스폿 용접으로 접합해서 형성된 접합체이며, 접합부에 있어서의 너겟 면적이 20×t₂ ^{0 .5} 내지 100×t₂ ^{0 .5}mm²이며, 계면 반응층의 두께가 0.5 내지 3㎛인 부분의 면적이 10×t₂ ^{0 .5}mm² 이상이며, 또한 접합부 중심과 접합부 중심으로부터 접합 직경의 1/4의 거리만큼 이격된 점에 있어서의 계면 반응층의 두께의 차가 5㎛ 이내인 것을 특징으로 하는 강재와 알루미늄재의 접합체이다.

여기서 상기 계면 반응층의 최대 두께가, 0.5 내지 10㎛의 범위인 것이 바람직하다.

또한, 상기 요지의 접합체를 형성하기 위한 스폿 용접에 이용되는 전극 팁은 피접합재와의 접촉이, 2점 이상 또는 선 형상 혹은 면 형상으로 행해지는 전극 팁인 것이 바람직하다.

상기 전극 팁은 선단부가 돔형으로 형성되는 동시에 상기 선단부의 중앙에 직경 2mm 이상의 오목부가 형성되어 있는 것이 바람직하다.

또한, 상기 요지의 접합체를 형성하기 위한 스폿 용접 방법은 한 쌍의 전극 팁 중 적어도 한쪽에 상기 전극 팁을 이용하는 것이 바람직하다.

또한, 상기 스폿 용접 방법은 상기 강재와 상기 알루미늄재 중 적어도 한쪽을 5℃ 이하로 냉각해서 스폿 용접하는 것이 바람직하다.

상기 목적을 달성하기 위한, 본 발명에 있어서의 강재와 알루미늄재의 이종 부재 접합체의 요지는 판 두께(t₁)가 0.3 내지 3.0mm인 강재와 판 두께(t₂)가 0.5 내지 4.0mm인 알루미늄재를 스폿 용접으로 접합한 이종 부재 접합체이며, 이들 접합되는 강재와 알루미늄재의 서로의 접합면 간에 융점이 350℃ 내지 1000℃, 평균 두께가 3 내지 19㎛의 Zn 또는 Zn 합금, 혹은 Al 또는 Al 합금의 피막과 유기 수지 접착제 피막 또는 인산염 피막이 미리 설치된 상태로 스폿 용접되어 있고 스폿 용접 후의 용접부에 있어서의 계면 반응층의 두께가 0.5 내지 5㎛의 범위인 부분의 면적이 10×t₂ ^{0 .5}mm² 이상인 것으로 한다.

여기서 이종 부재 접합체의 접합 강도를 높이기 위해서는 상기 계면 반응층의 두께가 0.5 내지 5㎛의 범위인 부분의 면적은 50×t₂ ^{0 .5}mm² 이상인 것이 바람직하다.

또한, 마찬가지로, 이종 부재 접합체의 접합 강도를 높이기 위해서는 상기 Zn 또는 Zn 합금 피막이, 강재측의 표면에 실시된 88질량% 이상의 Zn을 포함하는 도금 피막인 것이 바람직하다.

또한, 마찬가지로, 이종 부재 접합체의 접합 강도를 높이기 위해서는 상기 인산염 피막의 평균 두께가 0.1 내지 5㎛인 것이 바람직하다. 또한, 상기 인산염 피막이 0.01 내지 10질량%의 Mg을 포함하는 것이 바람직하다.

상기 목적을 달성하기 위한, 본 발명에 있어서의 강재와 알루미늄재의 이종 부재 접합체의 스폿 용접 방법의 요지는 판 두께(t₁)가 0.3 내지 3.0mm인 강재와 판 두께(t₂)가 0.5 내지 4.0mm인 알루미늄재의 이종 부재 접합체의 스폿 용접 방법이며, 이들 접합되는 강재와 알루미늄재의 서로의 접합면 간에 융점이 350℃ 내지 1000℃, 평균 두께가 3 내지 19㎛의 Zn 또는 A1의 금속 피막과 유기 수지 접착제의 피막을 미리 설치한 상태로 스폿 용접하는 동시에 이 스폿 용접에 있어서, 알루미늄재측의 전극 팁의 선단부 직경을 7mmφ 이상으로 하고 전극 팁에 의한 가압력을 선단부 곡률 반경(Rmm)과 가압력(WkN)과의 관계가 (R×W)^1/3/R>0.05가 되도록 인가하고, 또한 15×t₂ ^{0 .5} 내지 30×t₂ ^{0 .5}kA의 전류를 100×t₂ ^{0 .5}, 내지 1000×t₂ ^{0 .5}msec 흘리는 공정을 갖는 동시에 이 공정보다 높은 전류를 흘리는 공정이 존재하지 않는 전류 패턴으로 스폿 용접하는 것이다.

여기서 이종 부재 접합체의 접합 강도를 높이기 위해서는 상기 계면 반응층의 두께가 0.5 내지 5㎛의 범위인 부분의 면적은 50×t₂ ^{0 .5}mm² 이상인 것이 바람직하다.

상기 목적을 달성하기 위한, 본 발명에 있어서의 강재와 알루미늄재의 이종 부재 접합체의 스폿 용접 방법의 요지는 판 두께(t₁)가 0.3 내지 3.0mm인 강재와 판 두께(t₂)가 0.5 내지 4.0mm인 알루미늄재의 이종 부재 접합체의 스폿 용접 방법이며, 이들 접합되는 강재와 알루미늄재의 서로의 접합면 간에 융점이 350℃ 내지 1000℃, 평균 두께가 3 내지 19㎛의 Zn 또는 Zn 합금 피막과 또한 인산염 피막이 미리 설치한 상태로 스폿 용접하는 동시에 이 스폿 용접에 있어서, 알루미늄재측의 전극 팁의 선단부 직경을 7mmφ 이상으로 하고 전극 팁에 의한 가압력을 선단부 곡률 반경(Rmm)과 가압력(WkN)의 관계가 (R×W)^1/3/R>0.05가 되도록 인가하고, 또한 15×t₂ ^{0 .5} 내지 30×t₂ ^{0 .5}kA의 전류를 100×t₂ ^{0 .5} 내지 1000×t₂ ^{0 .5}msec 흘리는 공정을 갖는 동시에, 이 공정보다 높은 전류를 흘리는 공정이 존재하지 않는 전류 패턴으로 스폿 용접하는 것이다.

또한, 마찬가지로, 이종 부재 접합체의 접합 강도를 높이기 위해서는 상기 15×t₂ ^{0 .5} 내지 30×t₂ ^{0 .5}kA의 전류를 100×t₂ ^{0 .5} 내지 1000×t₂ ^{0 .5}msec 흘리는 공정보다도 뒤의 공정에서 1×t₂ ^{0 .5} 내지 10×t₂ ^{0 .5}kA의 전류를 100×t₂ ^{0 .5} 내지 1000×t₂ ^{0 .5}msec 흘리는 공정을 존재시킨 전류 패턴으로 스폿 용접하는 것이 바람직하다.

상기 목적을 달성하기 위한, 본 발명에 있어서의 강재와 알루미늄재의 이종 부재 접합체의 요지는 판 두께(t₁)가 0.3 내지 3.0mm이고 아연 도금층의 평균 두께가 3 내지 19㎛인 아연 도금 강재와 판 두께(t₂)가 0.5 내지 4.0mm인 알루미늄재를 스폿 용접으로 접합한 이종 부재 접합체이며, 이 이종 부재 접합체의 접합 계면에 있어서, 강재측에 Al₅Fe₂계 화합물층, 알루미늄재측에 Al₃Fe계 화합물층을 각각 갖고, 이들 2층의 너겟 깊이 방향의 합계의 평균 두께가 0.5 내지 10㎛인 부분의 알루미늄재측의 접합 계면에 있어서, 평면 방향에 차지하는 합계 면적이 너겟의 알루미늄재측의 접합계면에 있어서, 평면 방향에 차지하는 면적의 50% 이상의 비율을 차지하고, 또한, SEM에 의한, 상기 Al₅Fe₂계 화합물층과 Al₃Fe계 화합물층의 너겟 깊이 방향의 이들 2층의 합계의 평균 두께가 0.5 내지 10㎛인 접합 계면 부분의 단면관찰에 있어서, 이들 2층 중에 각각 포함되는 Zn-Fe계 화합물층의 단면 방향에 차지하는 합계 면적이 이들 2층의 합계의 평균 두께가 0.5 내지 10㎛인 부분의 단면 방향에 차지하는 면적의 10% 이하의 비율인 것으로 한다.

여기서 보다 접합 강도를 높게 하기 위하여 상기 요지에 더해서 상기 너겟의 알루미늄재측의 접합 계면에 있어서의 평균 직경이 7mm 이상이며, 이 너겟과 접하는 접합 계면에 있어서의 Zn층의 평면 방향에 차지하는 합계 면적이 너겟의 알루미늄재측의 접합 계면에 있어서, 평면 방향에 차지하는 면적의 30% 이하인 것이 바람직하다.

또한, 마찬가지로, 이종 부재 접합부에 있어서의 상기 알루미늄재측의 최소 잔존 판 두께가 원래의 알루미늄재 판 두께의 50% 이상인 것이 바람직하다.

또한, 마찬가지로, 상기 강재와 알루미늄재의 판 두께비(t₁/t₂)가 1 이상인 것이 바람직하다.

[효과]

본 발명은 이상과 같이 구성되어 있고, 스폿 용접에 의한 강재와 알루미늄재의 이종 부재 접합 시에 비교적 큰 너겟 면적을 얻으면서 최적 두께 범위의 계면 반응층을 대면적으로 형성하여 이종 부재 접합체의 접합 강도를 향상시킬 수 있다. 이 결과 스폿 용접에서 강재와 알루미늄재의 이종 부재 접합체를 형성할 때, 종래 기술과 같이, 다른 재료를 새롭게 이용하는 일 없이, 또한, 새로운 별도의 공정을 추가할 필요없이, 기존의 스폿 용접기를 이용할 수 있으므로 대폭적인 비용 삭감을 실현할 수 있다.

이 결과 본 발명에 관한 접합체는 자동차, 철도 차량 등의 수송차량, 기계 부품, 건축 구조물 등에 있어서의 각종 구조 부재로서 대단히 유용하게 적용할 수 있다. 따라서 본 발명에 의해 강재와 알루미늄재의 이종 부재 접합체의 용도를 크게 확대할 수 있다.

또한, 본 발명자 등은 강재와 알루미늄재의 이종 부재를 스폿 용접으로 접합할 경우, 계면 반응층의 형성 면적이나 두께 분포를 제어하여 높은 접합 강도를 얻기 위해서는 강과 알루미늄재의 사이에 계면 반응층이 형성되는 시간을 억제 제어하는 것이 중요한 것을 발견하였다. 또한, 이 계면 반응층 형성 시간을 억제 제어하기 위해서는 미리 재료에 억제층을 형성하는 것이 중요한 것을 발견하였다.

본 발명에서는 이 억제층으로서 단순한 계면 반응층 형성 시간의 억제 제어를 위하여뿐만 아니라, 이종 금속 접촉 부식을 억제할 수 있는 억제층을 선택한 것을 특징으로 한다. 그리고, 본 발명에서는 이러한 억제층으로서 이들 접합되는 강재와 알루미늄재의 서로의 접합면 간에 특정 범위의 Zn 또는 A1의 금속 피막과 유기 수지 접착제의 피막을 미리 설치하는 것을 특징으로 한다.

계면 반응층 형성 시간의 억제를 제어하여 높은 접합 강도를 얻기 위해서는 용융된 알루미늄과 접촉하여 강재와의 중간층이 되도록, 알루미늄재와 융점이 가까운 금속 피막이 필요해진다. 이 점, 본 발명에 있어서의 특정 범위의 Zn 또는 A1의 금속 피막은 알루미늄재와 융점이 가까워 스폿 용접 시에 있어서의 계면 반응층 형성 시간을 억제 제어해서 높은 접합 강도를 얻는 기능을 갖는다.

또한, 이종 금속 접촉 부식을 억제하기 위해서는 억제층은 스폿 용접 후에 강재와 알루미늄재의 사이에 광범위하게 혹은 전면적으로 개재하여 전기적인 절연층이 될 필요성이 있다. 그러나 한편으로 스폿 용접을 가능하게 하고, 스폿 용접부의 높은 접합 강도를 얻기 위해서는 이 억제층은 스폿 용접 시에는 강재와 알루미늄재를 전기적으로 도통시킬 필요가 있다. 이 점, 유기 수지 접착제의 피막은 전기적인 절연층으로서, 스폿 용접 시에는 계면 반응층 형성 시간을 억제 제어하고, 또한, 스폿 용접 후는 이종 금속 접촉 부식을 억제하는 기능을 갖는다.

유기 수지 접착제의 피막을 예를 들어 열경화성 수지 등으로 하고 스폿 용접 시에 응력(가압력)을 가했을 경우에 강재와 알루미늄재의 용접 부분으로부터 주위의 부분으로 배출 혹은 제거되기 쉽게 하면 강재와 알루미늄재를 전기적으로 도통시킬수 있다.

그리고, 스폿 용접 후는 이 유기 수지 접착제 피막은 제거된 스폿 용접부만을 제외하고, 강재와 알루미늄재의 사이에 광범위하게 혹은 전면적으로 개재되어 전기적인 절연층이 되어 이종 부재 접합체의 이종 금속 접촉 부식을 억제한다.

물론, 각 억제층이 이러한 기능을 발휘하기 위해서는 후술하는 바와 같이, 금속 피막과 유기 수지 접착제의 피막에는 최적의 조성이나 피막 두께 범위 등의 조건이 있고 스폿 용접에는 가압력이나 전류 패턴 등의 최적 조건이 있다.

여기서 통상, 강재끼리 등의 동종 금속끼리의 용접에 있어서, 강재 간에 접착제를 개재시킨 상태에서 강재끼리를 용접하는 웰 본드 방식은 공지이다. 그러나 강재와 알루미늄재의 스폿 용접에 의한 이종 부재 접합의 경우, 높은 접합 강도를 얻기 위해서는 전술한 바와 같이 동종 금속끼리의 용접에 비하여 높은 입열량을 가할 필요가 있다. 이 점, 강재와 알루미늄재의 스폿 용접에 의한 이종 부재 접합에 대하여, 접착제를 개재시키는 것은 계면 반응층 형성 제어에 폐해를 초래하는 것이 당연 예측된다. 또한, 스폿 용접 자체를 저해하는 것도 예측된다.

실제로, 표면 처리되지 않은 강재와 알루미늄재의 스폿 용접에 의한 이종 부재 접합의 경우에는 접착제를 개재시켰을 경우에는 스폿 용접 자체나 계면 반응층 형성 제어가 곤란해져 높은 접합 강도를 얻을 수 없다.

이에 대해 접합되는 강재와 알루미늄재의 서로의 접합면 간에 억제층으로서 또 하나 Zn 또는 A1의 금속 피막을 미리 설치했을 경우에는 유기 수지 접착제의 피막이 있어도 스폿 용접 자체나 계면 반응층 형성 제어가 곤란해지지 않고, 유기 수지 접착제의 피막의 상 기능을 발휘시킨다.

이것은 Zn 또는 Al의 금속 피막의 존재(개재)에 의해 스폿 용접 시의 저항 발열량이 증가하여 강재와 알루미늄재의 계면 온도 특히 강재의 온도가, 알루미늄의 용융 온도를 넘어서 현저하게 높아지기 때문이라 추고된다. 또한, 스폿 용접 시의 저항 발열량이 증가하면 알루미늄의 강과의 계면에서의 확산속도가 현저하게 빨라져 강측에 알루미늄이 확산되어 양호한 접합 상태가 신속하게 확보된다고 추고된다.

이상과 같이, 본 발명은 스폿 용접에 의한 이종 부재 접합 시에 접합되는 강재와 알루미늄재의 서로의 접합면 간에 Zn 또는 A1의 금속 피막과 유기 수지 접착제의 피막을 미리 설치하는 것을 특징으로 한다.

이에 의해 종래의 상식에 반하여 강과 알루미늄재의 사이의 계면 반응층이 형성되는 시간을 억제 제어하여 이종 부재 접합체의 접합 강도를 향상시킨다. 또한, 스폿 용접 조건에 대해서는 이것에 걸맞는 전류 패턴의 용접으로 하여서 접합 강도의 향상을 보증한다.

또한, 본 발명에서는 이 계면 반응층의 형성 면적이나 두께 분포의 제어를 손상하지 않을 뿐만 아니라, 이종 금속 접촉 부식(전식)을 억제할 수 있는 억제층(부식 억제층)을 선택한 것을 특징으로 한다. 이 이종 부재 접합체의 사용 중의 이종 금속 접촉 부식의 억제는 이 부식에 의한 이종 부재 접합체의 접합 강도의 저하를 억제하여 접합 강도를 유지하는 것에 연결된다. 그리고, 본 발명에서는 이러한 억제층으로서 하기에서 이들 접합되는 강재와 알루미늄재의 서로의 접합면 간에 특정 범위의 Zn 또는 Zn 합금 피막과 인산염 피막을 미리 설치하는 것을 특징으로 한다.

계면 반응층의 형성 면적이나 두께 분포의 제어를 손상하지 않고, 이종 금속 접촉 부식(전식)을 억제하기 위해서는 각각의 특성을 갖는 두 개의 피막이 필요해진다. 즉, 전자를 위해서는 용융된 알루미늄과 접촉하여 강재와의 중간층이 되도록 알루미늄재와 융점이 가까운 금속 피막이 필요하다. 후자를 위해서는 강보다도 비활성이고 또한 알루미늄보다도 활성인 자연 전위를 갖고, 강-알루미늄재의 전위차를 경감하는 피막 혹은 알루미늄재보다도 비활성인 자연 전위를 갖고, 희생 방식 효과를 발휘하는 피막이 필요하다.

이 점, 본 발명에 있어서의 특정 범위의 Zn 또는 Zn 합금 피막은 스폿 용접시에 인산염 피막이 존재해도 강과 알루미늄의 금속간 화합물인 계면 반응층이 형성되는 시간 제어나 계면 반응층의 두께 범위와 분포 제어를 저해시키지 않는 특성이 있다. 또한, 강보다도 비활성이고 또한 알루미늄보다도 활성인 자연 전위를 갖고, 강-알루미늄의 전위차를 경감할 뿐만 아니라, 환경에 따라서는 산화 피막을 형성하는 알루미늄재보다도 비활성인 자연 전위가 되어서 희생 방식 효과를 발휘하기 때문에 부식 환경하에서도 높은 접합 강도를 얻는 기능을 갖는다.

한편, 이종 금속 접촉 부식을 더 효과적으로 억제하기 위해서는 억제층은 스폿 용접 후에 강재와 알루미늄재의 사이에 광범위하게 혹은 전면적으로 개재하여 강재와 알루미늄재의 사이를 수분이나 산소 등의 부식 환경으로부터 차단하거나 희생 방식 작용에 의해 기재를 보호하는 부식 억제층을 형성할 필요성이 있다. 그러나 한편으로 스폿 용접을 가능하게 하여 스폿 용접부의 높은 접합 강도를 얻기 위해서는 이 억제층은 스폿 용접 시에는 강재와 알루미늄재를 전기적으로 도통시키는 특성을 가질 필요가 있다.

이 점, 인산염 피막은 본 발명에 있어서의 특정 범위의 Zn 또는 Zn 합금 피막의 공존하에 있어서, 스폿 용접 시에는 스폿 용접부 부분에서만 파괴되어 이 스폿 용접부에서 강재와 알루미늄재를 전기적으로 도통시킨다. 인산염 피막 자체는 어느 쪽의 측에 존재시키든지 간에 본 발명에 있어서의 Zn 또는 Zn 합금의 금속 피막없이 단독으로, 강재와 알루미늄재의 사이에 개재시키면 스폿 용접 시에 스폿 용접부 부분에서조차 파괴되기 어려워져 스폿 용접성을 저해한다. 또한, 접합체의 계면 반응층의 형성 면적이나 두께 분포 제어를 저해한다. 이로 인해 이종 부재 접합체의 높은 접합 강도를 얻을 수 없다. 이것은 동종의 금속끼리이고, 또한 인산염 피막을 개재시켰을 때의 스폿 용접 시에는 발생하지 않는 현상이며, 강재와 알루미늄재의 이종 부재 접합체 특유의 문제라고 할 수 있다.

인산염 피막이 적정한 두께이며, 비교적 엷을 경우에는 스폿 용접 시에 응력(가압력)을 가했을 경우에 인산염 피막의 핀홀을 통해서 강재와 알루미늄재를 전기적으로 도통시킬 수 있다. 또한, 본 발명에 있어서의 특정 범위의 Zn 또는 Zn 합금 피막의 공존하에 있어서, 스폿 용접 시의 응력이나 전기 저항에 의해 인산염 피막이 파괴되어서 용융된 알루미늄재 중에 녹기 시작하는 것에 의해서도 광범위하게 강재와 알루미늄재를 전기적으로 충분히 도통시킬 수 있다.

이와 관련하여, 인산염(아연) 피막의 비점은 약 1075℃로 비교적 고온이다. 그러나 스폿 용접 시에는 이 비점 이하의 온도에서도 본 발명에 있어서의 특정 범위의 Zn 또는 Zn 합금 피막의 공존하에 있어서, 상기 인산염 피막의 파괴가 발생하여 강재와 알루미늄재를 전기적으로 도통시킬 수 있다.

그리고, 스폿 용접 후는 이 인산염 피막은 피막이 제거된 스폿 용접부를 제외하고, 강재와 알루미늄재의 사이에 광범위하게 혹은 전면적으로 개재되어 강재와 알루미늄재의 사이를 수분이나 산소 등의 부식 환경으로부터 차단하거나 희생 방식 작용에 의해 기재를 보호하는 부식 억제층을 형성하여 이종 부재 접합체의 이종 금속 접촉 부식을 억제한다.

단, 인산염 피막에는 상기한 핀홀이 존재하기 때문에 완전하게는 수분이나 산소 등의 부식 요인을 차단할 수 없다. 그로 인해 후술하는 알루미늄보다도 비활성인 자연 전위를 갖는 Mg 첨가 등으로 피막 성분 조성을 제어하여 희생 방식 작용을 강화함으로써 이종 금속 접촉 부식을 억제하는 기능을 더욱 발휘할 수 있다.

물론, 각 억제층이 이러한 기능을 발휘하기 위해서는 후술하는 바와 같이, 금속 피막과 인산염 피막에는 최적의 조성이나 피막 두께의 범위 등의 조건이 있고 또한, 스폿 용접에는 가압력이나 전류 패턴 등의 최적 조건이 있다.

이상과 같이, 본 발명은 스폿 용접에 의한 이종 부재 접합 시에 접합되는 강재와 알루미늄재의 서로의 접합면 간에 Zn 또는 Zn 합금의 금속 피막과 인산염 피막을 미리 설치하는 것을 특징으로 한다.

이에 의해 강과 알루미늄재의 사이의 계면 반응층의 형성 면적이나 두께 분포의 제어를 손상하지 않고, 또한, 이종 부재 접합체의 사용 중의 이종 금속 접촉 부식을 억제하여 높은 접합 강도를 유지할 수 있다. 바꿔 말하면 이종 금속 접촉 부식에 의한 접합 강도의 저하를 억제한다.

이 결과 강재와 알루미늄재의 이종 접합체에 있어서, 상기 종래 기술과 같은 다른 재료를 새롭게 이용하는 일 없이, 또한, 새로운 별도의 공정을 필요로 하는 일 없이, 접합 강도가 높은, 스폿 용접에 의한 이종 부재 접합체를 얻는 효과를 갖는다. 그리고, 스폿 용접 후에는 이종 금속 접촉 부식을 억제한 이종 부재 접합체를 얻는 효과를 갖는다.

또한, 본 발명자 등은 특히, 아연 도금 강재와 알루미늄재의 스폿 용접에 의한 이종 부재 접합 강도에 미치는 계면 반응층의 두께를 상세하게 조사한 결과 계면 반응층의 거동은 종래의 얇을수록 좋다는 지견과는 크게 다른 것을 발견하였다. 즉, 계면 반응층을 구성하는, 강재측의 Al₅Fe₂계 화합물층과 알루미늄재측의 Al₃Fe계 화합물층의 두께나 면적의 관계를 최적 범위로 제어하면 예를 들어 계면 반응층이 이들 2층의 금속간 화합물로 구성되어 있다고 하더라도 접합 강도가 실용적인 레벨까지 높아지는 것을 발견하였다.

또한, 아연 도금 강재와 알루미늄재의 스폿 용접에 의한 이종 부재 접합에서는 한편으로는 아연 도금에 유래하여 생성되는 특유의 취약한 Zn-Fe계 화합물층은 이것을 억제하여 접합 강도를 높인다.

이들에 의해 아연 도금 강판(아연 도금 강재)이라 하더라도 알루미늄재의 이종 부재 접합성 혹은 스폿 용접성이 향상한다. 이로 인해 다수 연속 타점의 스폿 용접 시에도 이종 부재 접합체의 충분한 이음매 강도 혹은 접합 강도를 얻을 수 있다. 또한, 타점마다의 전극의 강재와 알루미늄재의 접촉 상태가 안정되고, 전극 수명이 현저하게 향상하고, 다수 연속 타점의 효율이 좋은 스폿 용접이 보증된다.

또한, 상기 종래 기술과 같은 다른 재료를 새롭게 사용하는 일 없이, 또한, 새로운 공정을 필요로 하지 않고 아연 도금 강판(아연 도금 강재)과 알루미늄재의 접합 강도가 높은 스폿 용접에 의한 이종 부재 접합을 할 수 있는 효과도 갖는다.

도1은, 본 발명의 이종 부재 접합체의 단면 상태를 도시하는 단면 사진이다.

도2는, 본 발명의 이종 접합체를 도시하는 단면도이다.

도3은, 이종 접합체를 얻기 위한 스폿 용접의 형태를 도시하는 설명도이다.

도4는, 본 발명 이종 부재 접합체의 접합부 계면을 도시하는 단면도이다.

도5는, 본 발명 이종 부재 접합체의 접합부 계면의 단면 조직(도6)을 확대 모식화한 설명도이다.

도6은, 본 발명 이종 부재 접합체의 접합부 계면의 단면 조직을 도시하는 도면 대용 SEM 사진이다.

도7은, 본 발명 이종 부재 접합체의 접합부 계면의 단면 조직을 도시하는 도면 대용 TEM 사진이다.

도8은, 본 발명 이종 부재 접합체의 접합부 계면 반응층의 두께 분포를 도시하는 설명도이다.

도9는, 본 발명 이종 부재 접합체의 접합부 계면 반응층의 평면 방향의 일정 두께의 분포를 도시하는 설명도이다.

도 10은, 비교예 이종 부재 접합체의 접합부 계면 반응층의 평면 방향의 일정 두께의 분포를 도시하는 설명도이다.

도11은, 이종 부재 접합체를 얻기 위한 스폿 용접의 형태를 도시하는 설명도 이다.

도12는, 비교예 이종 부재 접합체의 접합부 계면의 단면 조직을 도시하는 도면 대용 TEM 사진이다.

[부호의 설명]

1 : 강재

2 : 알루미늄재

3 : 너겟

4 : 계면 반응층

5 : 접합부 중심

D : 너겟 직경

D : 접합 직경

11 : 강판

12 : 알루미늄 합금판

13 : 이종 접합체

14 : 억제층

15 : 너겟

16 : 계면 반응층

17, 18 : 전극

21 : 강판

22 : 알루미늄 합금판

23 : 이종 부재 접합체

24 : 산화 피막

25 : 너겟

26 : 계면 반응층

27, 28 : 전극

이하에 본 발명의 실시 형태의 각 요건의 한정 이유와 그 작용에 관하여 설명한다.

또한, 이하에서는 실시예를 들어서 본 발명을 더 구체적으로 설명하지만 본 발명은 물론, 하기 실시예에 의해 제한을 받는 것이 아니다. 상기, 후기의 취지에 적합할 수 있는 범위에서 적당히 변경을 더해서 실시하는 것도 물론 가능해서 그것들은 모두 본 발명의 기술적 범위에 포함된다.

[1]

(접합체의 구성)

본 발명의 일 실시 형태에 관련되는 접합체의 구성을 설명하기 위하여 도1에 본 발명에 관한 접합체의 접합부의 단면 사진을 도시한다. 동 도면에 있어서, 1은 강재, 2는 알루미늄재, 3은 너겟, 4는 계면 반응층, 5는 접합부 중심을 각각 나타낸다.

(강재)

본 발명에 이용하는 강재의 판 두께(t₁)는 0.3 내지 3.0mm로 한다. 강재의 판 두께(t₁)가 0.3mm 미만의 경우, 조립품인 구조 부재나 구조 재료로서 필요한 모재 강도나 강성을 확보할 수 없고, 한편 3.0mm를 초과하는 경우에는 구조 부재나 구조 재료로서는 통상 다른 접합수단이 채용되기 때문에 스폿 용접으로 접합할 필요성이 적기 때문이다.

또한, 본 발명에 있어서는 사용하는 강재의 형상이나 재질은 특별히 한정되는 것이 아니고, 각 구조용 부재로서의 요구 특성에 따라 범용되고 있는 판재, 형재, 단조재, 주조재 등을 적절하게 선택할 수 있다.

(알루미늄재)

본 발명에서 사용하는 알루미늄재의 판 두께(t₂)는 0.5 내지 4.0mm의 범위로 한다. 알루미늄재의 판 두께(t₂)가 0.5mm 미만의 경우, 구조 재료로서의 모재 강도가 부족한데 더하여 소정의 크기의 너겟 면적을 얻을 수 없고, 게다가 알루미늄재의 반접합 표면까지 용융이 도달하기 쉬워 금속재료의 비산이 생기기 쉽기 때문에 높은 접합 강도를 얻을 수 없다. 한편, 알루미늄재의 판 두께(t₂)가 4.0mm를 초과하는 경우에는 상기 강재의 판 두께의 경우와 마찬가지로, 구조 부재나 구조 재료로서는 다른 접합 수단이 채용되기 때문에 스폿 용접으로 접합할 필요성이 적기 때문이다.

또한, 본 발명에 있어서는 사용하는 알루미늄재의 형상이나 재질(합금의 종 류)을 특별히 한정하는 것이 아니고, 각 구조용 부재로서의 요구 특성에 따라, 범용되고 있는 판재, 형재, 단조재, 주조재 등을 적절하게 선택할 수 있다. 또한, 알루미늄재의 강도는 스폿 용접 시의 가압에 의한 변형을 억제하기 위하여 높은 쪽이 바람직하다. 이 점, 알루미늄 합금 가운데서도 강도가 높고, 이 종류가 구조용 부재로서 범용되고 있는, A5000계, A6000계 등의 사용이 최적이다.

(너겟 면적)

도1에 도시하는 스폿 용접으로 형성된 너겟(3)의 면적은 알루미늄재(2)의 판 두께(t₂)로 규정된, 20×t₂ ^{0 .5} 내지 100×t₂ ^{0 .5}mm²의 범위로 한다. 바꿔 말하면 너겟 면적이 20×t₂ ^{0 .5} 내지 100×t₂ ^{0 .5}mm²의 범위가 되도록 스폿 용접 조건을 선정하는 것이 필요하다.

종래부터 동종의 금속 부재를 스폿 용접할 때에는 금속 부재의 두께(t)에 대하여, 스폿 용접으로 형성된 너겟의 면적을 20×t₂ ^{0 .5}mm² 정도로 하는 것이 접합 강도의 면으로부터도 작업성 및 경제성의 면으로부터 보아도 최적으로 되어 있다.

이에 대해 본 발명에서는 이종 금속 부재끼리의 접합에 대해서 상기 동종의 금속 부재끼리의 접합보다도 큰 너겟 면적으로 하는 것을 특징으로 한다. 즉, 스폿 용접으로 형성된 너겟(3)의 면적이 알루미늄재(2)의 판 두께(t₂)로 규정된 20×t₂ ^0.5 내지 100×t₂ ^{0 .5}mm²의 범위가 되도록 스폿 접합함으로써 이종 부재 접합체라 하 더라도 충분한 접합 강도를 얻을 수 있고, 또한 작업성, 경제성에도 우수하다.

본 발명과 같은 이종 금속 부재끼리의 접합의 경우, 최적인 너겟 면적은 알루미늄재(2)측의 판 두께(t₂)에 의존하고 있어 강재(1)의 판 두께(t₁)의 영향은 무시할 수 있을 정도로 작은 것이 특징이다.

여기서 너겟 면적이 20×t₂ ^{0 .5}mm^{2 미만}보다 엄격하게는 30×t₂ ^{0 .5}mm² 미만에서는 너겟 면적이 지나치게 작아 접합 강도가 불충분하게 된다. 한편 너겟 면적이 100×t₂ ^0.5mm²를 초과하면 접합 강도를 얻는데는 충분하지만 극히 높은 전류량이 필요해지므로 현행의 스폿 용접 장치를 이용할 수가 없고 특별한 장치가 필요해진다. 따라서 너겟 면적은 20×t₂ ^{0 .5} 내지 100×t₂ ^{0 .5}mm²의 범위, 바람직하게는 30×t₂ ^{0 .5} 내지 100×t₂ ^{0 .5}mm²의 범위로 한다.

본 발명에 있어서의 너겟 면적은 강재(1)와 알루미늄재(2)의 접합 계면의 면적을 측정함으로써 얻을 수 있다. 접합 계면의 면적의 측정 방법은 접합체를 접합 계면에서 박리 또는 절단에 의해 분단하고, 알루미늄재(2)측을 화상 해석하여 너겟(3)의 면적을 계측함으로써 구할 수 있다. 너겟의 형상이 대략 원형 형상의 경우에는 접합부를 접합부 중심(5)에서 종으로(판 두께 방향으로) 절단해서 절단면을 광학 현미경으로 관찰하고, 너겟(3)의 접합 계면에서의 직경(너겟 직경)(D_N)을 측정해서 면적을 구해도 된다. 이 경우, 예를 들어 직교하는 2방향의 종단면에 대해서 너겟 직경(D_N)을 측정하고, 이들을 장경 및 단경으로 하는 타원의 면적을 계산하여 이것을 너겟 면적으로 하면 된다.

(계면 반응층의 두께)

도1에 도시하는 계면 반응층(4)은 그 최적 두께를 0.5 내지 3㎛로 하고, 이 최적 두께를 갖는 부분의 면적이 10×t₂ ^{0 .5}mm² 이상인 것으로 한다.

이와 같이, 최적 두께를 갖는 계면 반응층(4)의 면적을 규정하는 것은 상술한 바와 같이, 접합 강도 향상을 위하여 최적 두께를 갖는 계면 반응층(4)을 가능한 한 넓게 형성한다고 하는 기술 사상에 기초한다.

즉, 계면 반응층(4)의 두께가 0.5 내지 3㎛인 부분의 면적이 10×t₂ ^{0 .5}mm² 미만, 보다 엄격하게는 25×t₂ ^{0 .5}mm² 미만에서는 최적 두께를 갖는 계면 반응층(4)이 형성되는 범위가 좁아 접합 강도가 저하한다. 또한, 계면 반응층(4)의 두께가 0.5㎛ 미만의 부분은 강 알루미늄의 확산이 불충분하게 되어, 접합 강도가 낮아진다. 한편 계면 반응층(4)의 두께가 3㎛를 초과하는 부분은 취약해져 접합 강도가 낮아진다. 따라서 접합부 전체로서의 접합 강도를 높이기 위해서는 계면 반응층(4)의 두께가 0.5 내지 3㎛인 부분의 면적이 10×t₂ ^{0 .5}mm² 이상, 바람직하게는 25×t₂ ^0.5mm² 이상 필요하다.

또한, 접합부 중심(5)과 접합부 중심(5)으로부터 접합 직경(Dc)의 1/4의 거 리만큼 떨어진 점에 있어서의 계면 반응층의 두께의 차가 5㎛ 이내, 바람직하게는3㎛ 이내인 것을 필요로 한다. 여기에서의 접합 직경(Dc)이란 계면 반응층(4)이 형성되어 있는 범위의 직경을 말한다. 통상의 돔형 전극 팁(이하, 「전극 팁」을 단순히 「팁」이라고도 한다.)을 이용한 접합에서는 접합부 중심(이하, 단순히 「중심」이라고도 한다.)(5)은 가장 계면 반응층(4)이 두꺼워지는 부위인 것에 대해 중심(5)으로부터 접합 직경(Dc)의 1/4의 거리만큼 떨어진 점에서는 계면 반응층(4)이 얇아지지만 양쪽 지점에서의 두께의 차가 작을수록 접합 강도가 높아진다. 상기 두께의 차가 5㎛보다 크면 중심(5)에서의 계면 반응층(4)이 주변부의 계면 반응층(4)보다 과도하게 두꺼워져 접합 강도가 저하하는 외에 금속재료의 비산의 발생에 의해 외관이 손상될 뿐만 아니라, 주변부의 계면 반응층(4)의 두께 분포도 변화되어 강도 편차의 요인이 된다.

또한, 계면 반응층(4)의 최대 두께는 0.5 내지 10㎛, 나아가서는 1.5 내지 5㎛의 범위로 하는 것이 바람직하다. 통상의 돔형 팁을 이용한 접합에서는 접합부 중심(5)이 상기 최대 두께가 되는 위치에 상당한다. 상기 최대 두께가 10㎛를 초과하면 그 부위의 강도가 낮아 전체의 접합 강도가 저하할 뿐만 아니라 금속재료의 비산의 발생에 의해 주변부의 계면 반응층(4)의 두께 분포에도 악영향을 미쳐 강도 편차의 요인이 된다. 한편 상기 최대 두께가 0.5㎛ 미만의 경우에는 상기 0.5 내지 3㎛의 최적 두께 범위를 얻을 수 없다.

이 계면 반응층(4)의 두께도 상기 너겟 면적과 같이 강재(1)와 알루미늄재(2)와의 접합 계면의 면적을 측정함으로써 얻을 수 있고, 알루미늄재(2)측의 화 상 해석이나 광학 현미경 관찰에 의해 구할 수 있다.

이하에 스폿 용접의 요건을 설명한다.

(전극 팁)

스폿 용접에 이용하는 전극 팁에 대해서는 피접합재인 판과의 접촉이, 2점 이상 또는 선 형상 혹은 면 형상으로 행해지는 것이 바람직하다. 즉, 판과의 극대 가압부가, 종래와 같이 1점 만이 아니라, 2점 이상의 것으로 하거나, 혹은 선 형상 혹은 면 형상이 되도록 팁을 사용함으로써 상기 비교적 큰 최적 너겟 면적 및 상기 계면 반응층의 최적 구조를 얻을 수 있다. 여기서 선 형상이란 3mm 이상의 연속선이 되는 것을, 면 형상이란 5mm² 이상의 연속면이 되는 것을 각각 말하며, 이들을 만족시키지 않는 것은 점으로 한다.

팁의 극대 가압부를 확인하기 위해서는 시판의 가압지를 판과 팁의 사이에 끼우고, 0.lkN의 가압력으로 끼움으로써 가압지에 남는 자국을 확인하면 된다. 통상의 돔형 팁에서는 접촉한 1점만 자국이 남는다.

상기 바람직한 전극 팁의 일례로서는 돔형 팁의 선단부의 중앙(팁의 축상)에 직경 2mm 이상의 오목부가 형성되어 있는 전극 팁이 권장된다. 스폿 용접 시의 연속 타점에 의해 팁 선단부는 소모되기 때문에 연마지, 연삭기 등으로 팁 선단부를 정기적으로 메인터넌스 하는 것이 필요하지만 그 때, 선단부의 형상이 축 대칭이 아닌 팁에서는 메인터넌스를 하기 어렵다. 팁의 축상(즉, 축과 동심)에 오목부를 설치함으로써 팁의 가공이 용이할 뿐만 아니라, 연마지나 연삭기를 원주방향으로 회전시킴으로써 용이하게 메인터넌스를 행할 수 있다. 또한, 팁 선단부가 완전히 평면인 플랫형 팁에서는 판에 대하여 면 형상으로 접촉하기 때문에 전류밀도를 저하시킬 수 있지만 이와 같이 판에 대하여 면 형상으로 접촉할 경우, 팁의 조도가 전류 경로에 미치는 영향이 커서, 팁의 메인터넌스 빈도를 높게 할 필요가 발생한다. 따라서 팁의 메인터넌스성과 계면 반응층(4)의 균일화 효과를 함께 만족시키기 위해서는 돔형 팁의 선단부에 오목부를 설치한 것이 좋고, 오목부의 직경은 2mm 이상으로 하는 것이 바람직하다. 2mm 미만에서는 중심부로의 전류 집중을 충분히 억제할 수 없어 계면 반응층(4)의 균일화 효과가 작다. 또한, 오목부의 직경의 상한은 설치하지 않지만 팁의 사이즈와 메인터넌스성을 생각하면 15로부터 20mm가 최대로 생각된다. 오목부의 깊이는 얕더라도 0.5mm 이상으로 하는 것이 바람직하고, 또 오목부의 깊이가 깊으면 팁이 길어져 냉각수를 통한 냉각효율이 저하하기 때문에 3mm보다 크게 할 필요는 없다. 또한, 돔형 팁의 선단부 직경, 선단부(R)는 특별히 규정하지 않지만 너겟 면적을 확보하기 위하여 선단부 직경이 7mm 이상이고 또한 선단부(R)가 75mm 이상인 것이 바람직하다.

또한, 이러한 팁을 이용할 경우, 한쪽만 닿지 않도록 미리 감압지로 확인하고, 메인터넌스를 행하는 것이 필요하다.

그리고, 스폿 용접에 이용하는 한 쌍(2개)의 전극 팁 중 적어도 한쪽에 상기 와 같은 선단부에 오목부를 설치한 팁을 사용함으로써 판 내를 통과하는 용접 전류 경로를 복수로 함으로써 전류의 집중을 억제하여 금속재료의 비산이나 결함의 발생을 방지하는 동시에 계면반응층(4)의 두께를 균일하게 할 수 있다. 팁을 한쪽에만 이용하는 경우에는 강재(1)측에 이용하는 것이 발열을 보다 억제할 수 있지만 팁을 양쪽 모두에 이용하는 것이 또한 전류의 집중을 억제할 수 있어 계면 반응층(4)의 두께를 더 확실하게 균일화 할 수 있다.

(용접 온도)

또한, 강재1 및 알루미늄재(2) 중 적어도 한쪽을 5℃ 이하로 냉각함으로써도 양쪽 부재의 발열을 억제하여 금속재료의 비산이나 결함의 발생을 방지하고, 계면 반응층 두께를 균일하게 할 수 있다. 어느 한쪽만 냉각하는 경우에는 강을 냉각하는 것이 발열을 보다 억제할 수 있지만 양쪽을 냉각하는 것이 더욱 발열을 억제할 수 있어 계면 반응층(4)의 두께를 더욱 확실하게 균일화할 수 있다. 이 발열 억제 효과를 충분히 발휘시키기 위해서는 용접 온도(판 온도)를 5℃ 이하로 하는 것이 바람직하다. 용접 온도는 낮으면 낮을수록 발열을 억제할 수 있기 때문에 하한은 설치하지 않지만 작업성을 고려하면 ―5℃ 이상이 적합한다.

판의 냉각 방법으로서는 미리 판을 액체 또는 기체 냉매에 의해 차게 한 후에 용접하는 방법, 용접하면서 판을 기체 냉매에 의해 차게 하는 방법의 어느 쪽이라도 좋다. 또한, 미리 판을 냉각하는 경우에는 판에 부착된 서리 등을 제거하고나서 용접하는 것이 필요하다.

또한, 상기 선단부 형상을 궁리한 팁의 사용과 상기 판의 냉각의 양쪽 수단을 적용함으로써 전류의 집중을 억제할 수 있는 동시에 보다 확실하게 판의 발열을 방지할 수 있게 되어 금속재료의 비산이나 결함의 발생을 더욱 억제하여 계면 반응층(4)의 두께를 보다 균일하게 할 수 있다.

(접합 조건)

본 발명에서 이용하는 스폿 용접의 접합 조건은 가압력이나 전류 패턴을 특별히 한정하는 것이 아니라, 강재(1)나 알루미늄재(2)의 재질이나 판 두께, 표면 처리의 차이, 또 팁 선단부 형상 등에 의해 적절하게 선택할 수 있다. 단, 너겟 면적 및 계면 반응층(4)의 구조는 본 발명의 규정하는 범위를 만족시킬 필요가 있고, 너겟 면적의 확보에는 비교적 높은 가압력과 전류량이 필요하므로 계면 반응층(4)의 두께 증가의 억제에는, 판에 표면 처리층이 존재하지 않는 경우에는 단시간의 용접이, 표면 처리층을 갖는 경우에는 접합부의 표면 처리층을 균일하게 배출한 상태에서 가능한 한 단시간의 용접이 요구된다.

[실시예]

강재로서는 이하와 같이 해서 얻어진 강판을 이용하였다. 즉, 화학 성분으로서 질량%로 0.06%C-0.5%Si-1.2%Mn을 함유하고, P, S 등의 불가피적 불순물을 제외하고 잔량부가 실질적으로 Fe인 제공 시험강을 용제하여 1.2mm의 판 두께가 될 때까지 압연을 행하여 박강판을 얻었다. 그리고, 연속 어닐링에 있어서는 500 내지 1000℃의 어닐링 후, 기름 세척 또는 수세를 행하고, 그 후 템퍼링에 의해 590MPa급의 고장력 강판을 얻었다.

또한, 알루미늄재로서는 판 두께 1.0mm와 1.6mm의 2종류의 시판의 A6022(6000계) 알루미늄 합금판을 이용하였다.

이들 강판(강재)과 알루미늄 합금판(알루미늄재)을 JIS A 3137에 기재된 십자 인장 시험편 형상으로 가공한 상태에서 스폿 용접을 행하여 이종 접합체를 작성 하였다. 미리 강판과 알루미늄 합금판을 물이나 빙수로 냉각하고, 접합 직전에 각시험 온도로 되도록 조정하고 나서 용접을 행하였다. 모든 용접 시험에 있어서, 강판의 온도와 알루미늄 합금판의 온도는 동일한 것으로 하였다. 또한, 판의 표면에 부착된 액체나 서리는 용접 직전에 닦아냈다.

스폿 용접에는 직류 저항 용접 시험기를 이용하였다. 전극 팁은 모두 Cu-Cr 합금으로 이루어지는 돔형 팁[선단부 직경 12mm, 선단부(R) 150mm]을 이용하고, 가공이 없는 것(팁A, 비교예 : 1점에서 접촉), 팁 선단부 중심에 5mm 폭, 1mm 깊이의 홈 가공을 한 것(팁B : 2점에서 접촉), 팁 선단부 중심에 각각 직경 1mm, 2mm, 5mm이고 1mm 깊이의 오목부를 가공한 것(각각 팁C, D, E : 원주에서 선 형상으로 접촉)의 5 형상의 팁을 이용하였다. 양극을 알루미늄 합금판, 음극을 강판으로 하고 모든 용접 시험에 있어서, 한 쌍의 전극 팁의 양쪽의 형상은 동일하게 하였다. 팁B를 이용하는 경우에는 가공 홈의 방향을 일정 방향으로 정렬하였다.

표1에 시험 조건{알루미늄 판 두께(t₂), 용접 직전의 판 온도, 전극 팁의 종류, 가압력, 및 전류패턴[용접 전류, 용접 시간]}을 나타낸다.

너겟 면적은 스폿 용접 후의 접합체 샘플을 접합부의 중심에서 종으로 절단해서 수지로 채우고, 연마 후, 절단면을 광학 현미경으로 관찰하고, 형성되어 있는 너겟의 접합 계면에 있어서의 직경을 측정함으로써 구하였다. 직교한 2방향의 너겟 직경을 측정하여 이들을 장경 및 단경으로 하는 타원의 면적을 산출하여 이것을 너겟 면적으로 하였다.

계면 반응층의 두께는 팁A, C, D 및 E에 대해서는 스폿 용접에 의한 접합체 샘플을 1조건당 3개 제작하여 각각 접합부의 중심에서 종으로 절단하고, 수지로 채우고, 연마후, SEM 관찰에 의해 구하였다. 계면 반응층의 두께가 1㎛ 이상의 경우에는 2000배의 시야로, 1㎛ 미만의 경우에는 10000배의 시야로 계측을 행하였다. 그리고, 3개의 샘플에 관한 측정에서의 최대 두께를 계면 반응층의 최대 두께로 하였다. 또한, 각각 접합부 중심의 두께, 및 접합부 중심으로부터 각각 좌우에 접합 직경의 1/4의 거리만큼 떨어진 2점(중간점)의 계면 반응층의 두께를 측정하여 중심과 중간점의 두께의 차를 구하고, 3 개의 샘플에 대해서 각 2점의 합계 6점의 값을 평균하여 얻은 값을 접합부 중심과 접합부 중심으로부터 접합 직경의 1/4의 거리만큼 이격된 점에 있어서의 계면 반응층의 두께의 차로 하였다. 계면 반응층의 두께가 0.5 내지 3㎛인 부분의 면적은 각 단면에 있어서의 0.5 내지 3㎛인 부분의 선분을 접합부 중심의 주위로 일주시켜서 그려지는 도형의 면적을 계산하고, 이 면적을 3개의 샘플에 대해서 평균하여 구하였다.

또한, 팁B에 대해서는 오목부의 형상이 원 형상이 아니라 상기의 방법으로는 측정할 수 없기 때문에 스폿 용접에 의한 접합체 샘플을 1조건당 6개 제작하고, 팁이 판에 접촉하는 2점간을 연결하는 직선에 대하여, 각각 0도, 15도, 30도, 45도, 60도, 75도, 90도 경사지는 방향을 따라 접합부의 중심에서 종으로 절단하고, 수지로 채우고, 연마후, SEM 관찰을 행하였다. 층의 두께가 1㎛ 이상의 경우에는 2000배의 시야로 1㎛ 미만의 경우에는 10000배의 시야로 계측하였다. 그리고, 6개의 샘플의 각 각도 방향의 측정 중의 최대 두께를 계면 반응층의 최대 두께로 하였다. 또한, 각 샘플에 대해서 접합부 중심의 두께, 접합부 중심으로부터 각각 좌우에 접합 직경의 1/4의 길이 떨어진 2점(중간점)의 계면 반응층의 두께를 측정하여 중심과 중간점의 두께의 차를 구하고, 이들의 차 중에서 최대의 것을 접합부 중심과 접합부 중심으로부터 접합 직경의 1/4의 거리만큼 이격된 점에 있어서의 계면 반응층의 두께의 차로 하였다. 또한, 팁B에서는 90도 경사진 단면에서 측정했을 때가 최대차이가 되었다. 또한, 계면 반응층의 두께가 0.5 내지 3㎛인 부분의 면적은 0 내지 90도의 각 각도 방향에 있어서의 0.5 내지 3㎛가 되는 범위를 각 각도 방향마다 플롯하고, 각 각도 방향 사이는 각 플롯을 직선으로 연결함으로써 0 내지 90도의 범위의 0.5 내지 3㎛인 부분의 면적을 산출하였다. 중심을 대상축으로 하여 90도의 범위의 면적을 2개 구할 수 있으므로, 구한 90도의 범위의 0.5 내지 3㎛인 부분의 면적 2개를 가산하고, 또한 그것을 2배함으로써 전체의 0.5 내지 3㎛인 부분의 면적을 산출하였다.

접합 강도의 평가로서는 이종 부재 접합체의 십자 인장 시험을 실시하였다. 십자 인장 시험은 접합 강도가 1.5kN 이상 또는 파단 형태가 알루미늄 모재 파단이면 ◎, 접합 강도가 1.0 내지 1.5kN이면 ○, 접합 강도가 0.5 내지 1.0kN이면 △, 접합 강도가 0.5kN 미만이면 ×로 하였다.

또한, 본 실시예에 있어서, 접합 강도의 평가에 전단 인장 시험이 아니라 십자 인장 시험을 채용한 것은 십자 인장 시험 쪽이 시험 조건 간에서의 접합 강도의 상대적인 차이가 컸기 때문에 양부(良否)의 판정에 보다 적합했기 때문이다. 전단 인장 시험의 경향은 십자 인장 시험 결과와 합치하고 있어 십자 인장 시험에서 ○, ◎의 평가를 얻은 것은 모두 2.5kN 이상의 높은 전단 강도가 얻어졌다.

표1에 나타내는 각 시험 조건으로 스폿 용접에 의해 얻어진 이종 부재 접합체의 십자 인장 시험 결과를 표2에 나타낸다.

시험N0.1 내지 6을 비교하면, 판의 온도가 5℃보다 높은 시험N0.1 내지 3에 비교하여 판의 온도가 5℃ 이하로 낮은 시험N0.4 내지 6에서는 계면 반응층의 최적 두께 범위(0.5 내지 3㎛)인 부분의 면적이 커지고, 더구나 접합부 중심과 접합 직경의 1/4의 길이 떨어진 점에 있어서의 계면 반응층의 두께의 차가 작아져 이종 접합체의 접합 강도가 높아지는 것을 알 수 있다.

또한, 시험N0.1, 2와 시험N0.7 내지 11을 비교하면 선단부에 가공을 실시하지 않은 통상의 돔형 팁을 이용한 시험N0.1, 2에 비교하여 본 발명에서 규정한 팁을 적용한 시험N0.7 내지 11에서는 계면 반응층의 최적 두께 범위(0.5 내지 3㎛)인 부분의 면적이 커지고, 접합부 중심과 접합 직경의 1/4의 거리만큼 떨어진 점에 있어서의 계면 반응층의 두께의 차가 작아져 이종 부재 접합체의 접합 강도가 높아지는 것을 알 수 있다. 특히, 돔형 팁의 선단부 중앙에 직경 2mm 이상의 오목부가 형성된 전극 팁을 이용한, 시험N0.9 내지 11에서는 계면 반응층의 최적 두께 범위(0.5 내지 3㎛)인 부분의 면적, 및 접합부 중심과 접합 직경의 1/4의 거리만큼 떨어진 점에 있어서의 계면 반응층의 두께의 차를 보다 바람직한 범위로 제어되어 있기 때문에 이종 부재 접합체의 접합 강도가 극히 높다. 또한 판의 온도를 5℃ 이하로 낮게 한 시험N0.12, 13에서는 계면 반응층의 최적 두께 범위(0.5 내지 3㎛)인 부분의 면적, 및 접합부 중심과 접합 직경의 1/4의 거리만큼 떨어진 점에 있어서의 계면 반응층의 두께의 차가 한층 바람직한 범위로 제어되어 있다는 것을 알 수 있다.

따라서 상기 실시예의 결과로부터 본 발명에서 규정하는 각 요건의 임계적인 의의가 명확하다.

그러나 본 발명에서 바람직한 것으로서 규정하는 팁을 이용해 5℃ 이하의 저온의 부재를 이용해도 접합 조건이 적합하지 않은 시험N0.14 내지 16에서는 너겟 면적이나 계면 반응층의 최적 두께 범위(0.5 내지 3㎛)인 부분의 면적, 최대 계면 반응층 두께, 접합부 중심과 접합 직경의 1/4의 길이 떨어진 점에 있어서의 계면 반응층의 두께의 차 중 하나 이상이 규정 범위에 없어, 접합 강도가 낮아진다.

즉, 최적 접합 조건(가압력, 전류 패턴)을 강판이나 알루미늄 합금판의 재질이나 판 두께, 표면 처리의 차이, 또 팁 형상에 의해 너겟 면적, 계면 반응층의 구조에 대해서 본 발명의 규정하는 범위를 만족하도록 적절하게 선택할 필요가 있다.

[2]

(이종 접합체)

도2에 본 발명의 일 실시 형태에서 규정하는 이종 접합체를 단면도로 도시한다. 도2에 있어서, 13이 강재(강판)(11)와 알루미늄재(알루미늄 합금판)(12)를 스폿 용접으로 접합한 이종 부재 접합체이다. 15는 스폿 용접에 있어서의 계면 반응층(16)을 갖는 너겟으로 도면 중에 수평 방향으로 화살표로 도시하는 너겟 직경을 갖는다. 19는 너겟 주위의 코로나 본드부이다. t₁은 강재의 판 두께, t₂는 알루미늄재(12)의 판 두께, Δt는 스폿 용접에 의한 접합 후의 알루미늄재의 최소 잔존 판 두께를 나타낸다.

여기에 있어서, 14는 억제층으로 이들 접합되는 강재(11)와 알루미늄재(12)의 서로의 접합면 간에 미리 설치된, Zn 또는 A1의 금속 피막과 유기 수지 접착제의 피막의 적층체이다. 도2에서는 Zn 또는 A1의 금속 피막과 유기 수지 접착제의 피막을 각각 구분하지 않고 일체로 도시하고 있지만 강재(11)의 접합측 표면에 Zn 도금을 실시하고, 그 위에 유기 수지 접착제를 도포하여 억제층(14)으로 하고 있는 형태를 나타낸다.

그리고, 도2는, 스폿 용접 후의 이종 접합체의 접합부에서는 스폿 용접 전에 미리 설치되어 있었던, Zn 또는 A1의 금속 피막과 유기 수지 접착제의 피막의 적층체인 억제층(14)이 제거되어 강재(11)와 알루미늄재(12)가 직접 접합되어 있는, 이종 접합체의 양호한 접합 상태를 도시하고 있다. 또한, 도2에서는 이종 접합체의 접합부 이외의 계면 영역에는 미리 형성한, 이들 억제층(14)이, 그대로 존재하고 있는 것을 도시하고 있다.

(강재의 판 두께)

본 발명에서는 강재의 판 두께(t₁)가 0.3 내지 3.0mm인 접합체인 것이 필요하다. 강재의 판 두께(t₁)가 0.3mm 미만의 경우, 상기한 구조 부재나 구조 재료로서 필요한 강도나 강성을 확보할 수 없어 적정하지 않다. 또한, 거기에 스폿 용접에 의한 가압에 의해 강재의 변형이 크고, 산화 피막이 용이하게 파괴되기 때문에 알루미늄과의 반응이 촉진된다. 그 결과 금속간 화합물이 형성되기 쉬워진다.

한편, 3.0mm를 넘는 경우에는 상기한 구조 부재나 구조 재료로서는 다른 접합 수단이 채용되기 때문에 스폿 용접을 행하여 접합할 필요성이 적다. 이로 인해 강재의 판 두께(t₁)를 3.0mm를 초과해서 두껍게 할 필요성은 없다.

(강재)

본 발명에 있어서는 사용하는 강재의 형상이나 재료를 특별히 한정하는 것이 아니고, 구조 부재로 범용되는 혹은 구조 부재 용도로부터 선택되는, 강판, 강형재, 강관 등의 적당한 형상, 재료가 사용 가능하다. 단, 자동차 부재 등의 경량의 고강도 구조 부재(이종 부재 접합체)를 얻기 위해서는 강재의 인장 강도가 400MPa 이상인 통상의 고장력 강(하이텐)인 것이 바람직하다.

인장 강도가 400MPa 미만의 저강도강에서는 일반적으로 저합금강이 많고, 산화 피막이 철산화물로 이루어지기 때문에 Fe와 A1의 확산이 용이해져, 취약한 금속간 화합물이 형성되기 쉽다. 이 때문에도 인장 강도가 400MPa 이상, 바람직하게는 500MPa 이상의 고장력 강(하이텐)인 것이 바람직하다.

(알루미늄재)

본 발명에서 이용하는 알루미늄재는 그 합금의 종류나 형상을 특별히 한정하는 것이 아니고, 각 구조용 부재로서의 요구 특성에 따라, 범용되고 있는 판재, 형재, 단조재, 주조재 등이 적절하게 선택된다. 단, 알루미늄재의 강도에 관하여도 상기 강재의 경우와 마찬가지로, 스폿 용접 시의 가압에 의한 변형을 억제하기 위하여 높은 것이 바람직하다. 이 점, 알루미늄 합금 중에서도 강도가 높고, 이러한 종류의 구조용 부재로서 범용되고 있는, A5000계, A6000계 등의 사용이 최적이다.

단, 본 발명에서 사용하는 이들 알루미늄재의 판 두께(t₂)는 0.5 내지 4.0mm의 범위로 한다. 알루미늄재의 판 두께(t₂)가 0.5mm 미만의 경우, 구조 재료로서의 강도가 부족하여 적절하지 않다. 또한, 너겟 직경이 얻어지지 않고, 알루미늄 재료 표면까지 용융이 도달하기 쉬워 금속재료의 비산이 발생하기 쉽기 때문에 높은 접합 강도를 얻을 수 없다. 한편, 알루미늄재의 판 두께(t₂)가 4.0mm를 넘는 경우에는 상기한 강재의 판 두께의 경우와 마찬가지로, 구조 부재나 구조 재료로서는 다른 접합 수단이 채용되기 때문에 스폿 용접을 행하여 접합할 필요성이 적다. 이로 인해 알루미늄재의 판 두께(t₂)를 4.0mm를 초과해서 두껍게 할 필요성은 없다.

(억제층)

본 발명에서는 보다 높은 접합 강도를 얻기 위하여 스폿 용접에 있어서의 강과 알루미늄재의 사이의 계면 반응층의 형성 면적이나 두께 분포를 제어한다. 그 때문에 본 발명에서는 강과 알루미늄재의 사이에 계면 반응층이 형성되는 시간을 억제 제어한다. 그리고, 이 계면 반응층 형성 시간을 억제 제어하기 위하여 강과 알루미늄재의 사이에(재료에) 미리 억제층을 형성한다.

본 발명에서는 이 억제층으로서, 계면 반응층 형성 시간의 억제 제어와 이종 금속 접촉 부식의 억제를 위하여 이들 접합되는 강재와 알루미늄재의 서로의 접합면 간에 특정 범위의 Zn 또는 A1의 금속 피막과 유기 수지 접착제의 피막을 미리 설치한다. 이 때문에 후술하는 바와 같이, 강재측 혹은 알루미늄재측 중의 어느 한쪽의 접합면측에 금속 피막과 유기 수지 접착제의 피막을 적층해서 설치한다. 설치하는(적층하는) 순서는 어느 것이 먼저이든 상관없으나 금속 피막을 먼저 설치하는 것이, 유기 수지 접착제의 피막을 설치하기 쉽다.

(Zn 또는 A1의 금속 피막)

억제층의 하나로서 우선 특정 범위의 Zn 또는 A1의 금속 피막에 대해서 이하에 설명한다. 본 발명에서는 접합되는 강재와 알루미늄재의 서로의 접합면 간에 Zn 또는 A1의 금속 피막을 미리 설치한 상태에서 스폿 용접하기 때문에 강재 또는 알루미늄재 중의 적어도 접합면측의 표면에 Zn 또는 A1의 금속 피막을 미리 설치한다. 이 Zn 또는 A1의 금속 피막은 후술하는 특정 융점 범위와 같이, 접합하는 알루미늄재와 융점이 가깝기 때문에 스폿 용접 시에 강과 알루미늄의 금속간 화합물인 계면 반응층이 형성되는 시간을 제어하여 계면 반응층의 두께 범위와 분포를 제어할 수 있다.

표면 처리되지 않은 혹은 Zn 또는 A1의 금속 피막이 없는 강재와 알루미늄재를 이용한, 종래의 스폿 용접에서는 스폿 용접 시의 저항 발열량이 비교적 적다. 이로 인해 강재와 알루미늄재의 계면 온도 특히 강재의 온도가, 알루미늄의 용융 온도를 넘어서 현저하게 높아지는 일이 없기 때문에 높은 접합 강도를 얻을 수 없었다. 이것에 웰 본드방식으로서 접합 계면에 유기 수지 접착제층을 개재시켰을 경우에는 더욱, 스폿 용접 자체나 계면 반응층 형성 제어가 곤란해져서, 높은 접합 강도를 얻을 수 없다.

이에 대해 접합되는 강재와 알루미늄재의 서로의 접합면 간에 억제층으로서 Zn 또는 A1의 금속 피막을 미리 설치했을 경우에는 접합면 간에 유기 수지 접착제의 피막이 개재되어 있어도 스폿 용접 자체나 계면 반응층 형성 제어가 곤란해지지 않아 유기 수지 접착제의 피막 위 기능을 발휘시킨다.

이것은 전술한 바와 같이 Zn 또는 A1의 금속 피막의 존재(개재)에 의해 스폿 용접 시의 저항 발열량이 증가하여 동재와 알루미늄재의 계면 온도 특히 강재의 온도가, 알루미늄의 용융 온도를 넘어서 현저하게 높아지기 때문이다. 이 저항 발열량의 증가에 의해 유기 수지 접착제의 피막이, 강재와 알루미늄재의 용접 부분으로부터 주위의 부분에 배출 혹은 제거되기 쉬워져서 강재와 알루미늄재를 전기적으로 도통시킬 수 있다.

또한, 전술한 바와 같이 Zn 또는 A1의 금속 피막의 존재(개재)에 의해 스폿 용접 시의 저항 발열량이 증가하면 알루미늄의 강과의 계면에서의 확산속도가 현저하게 빨라져, 강측에 알루미늄이 확산되어 양호한 접합 상태가 재빨리 확보된다. 또한, 아연 도금 강판의 경우에는 융점의 차에 의해 아연 도금층이 선행하여 용융되나 그 결과 계면에 있어서의 열 분포를 균일화하는 효과도 있는 것으로 추고된다. 이들 Zn 또는 A1의 금속 피막의 복합 효과에 의해 유기 수지 접착제의 피막이 개재되어도 종래의 상식에 반하여 스폿 용접성이 향상되는 것으로 추고된다.

이들의 효과를 발휘하기 위하여 Zn 또는 A1의 금속 피막의 융점은 350 내지 1000℃, 바람직하게는 400 내지 950℃의 좁은 온도 범위로 한다. 또한, 나아가서는, 알루미늄재의 융점 이상 900℃ 이하의 보다 좁은 온도 범위로 하는 것이 바람직하다. 알루미늄재의 융점은 660℃ 정도(순A1의 융점), 순Zn의 융점은 420℃ 정도이며, 상기한 접합하는 알루미늄재와 융점이 가깝다는 것은 예를 들어 순A1의 융점 660℃에 대하여, 상기 어느 정도의 폭을 가지는 것을 허용한다, 라고 하는 의미이다.

또한, Zn 또는 A1의 금속 피막의 두께는 3 내지 19㎛의 막 두께(평균 막 두께), 더욱 바람직하게는 5 내지 15㎛의 좁은 막 두께 범위로 한다. Zn 또는 Al의 금속 피막의 두께는 이들 피막 형성 후의 강재 혹은 알루미늄재의 시료를 절단하고, 수지로 채우고, 연마를 하고, 금속 피막의 판 두께 방향의 SEM 관찰을 행한다. 이 SEM 관찰은 2000배의 시야로 3점 두께를 측정하고, 금속 피막의 두께는 이들을 평균화해서 구한다.

Zn 또는 A1의 금속 피막의 두께가 지나치게 얇은, 혹은 그 융점이 지나치게 낮은 경우에는 Zn 또는 A1의 금속 피막이, 스폿 용접 시의 접합 초기에 접합부로부터 용융 배출되어버려, 계면 반응층의 형성을 억제할 수 없다.

한편, 이종 부재 접합체의 접합 강도를 올리기 위해서는 접합되는 강재와 알루미늄재가 서로의 접합면끼리 직접 접촉할 필요가 있고, 스폿 용접 시에는 접합부에 미리 개재되어 있는 Zn 또는 A1의 금속 피막이 접합부로부터 용융 배출될 필요가 있다. 이에 대해 Zn 또는 A1의 금속 피막의 두께가 지나치게 두꺼운, 혹은 융점이 지나치게 높은 경우에는 접합부로부터의 Zn 또는 A1의 금속 피막의 용융 배출을 위하여 큰 입열량이 필요해진다. 이 입열량이 커지면 알루미늄재의 용융량이 증가하고, 금속재료의 비산의 발생에 의해 알루미늄재의 감소 두께량이 커지기 때문에 이종 부재 접합체를 구조 부재로서 사용할 수 없게 된다.

Zn 또는 A1의 금속 피막은 상기 융점 범위로부터 순Zn 또는 순A1, Zn 합금 또는 A1 합금 등의 사용 합금 조성을 적절하게 선택할 수 있다. 또한, 강재 또는 알루미늄재 중의 적어도 접합면측의 표면에의 금속 피막의 피복 혹은 형성 방법도 도금, 도포 등의 범용되는 공지의 수단을 적절하게 사용할 수 있다. 또한, 이 강재 또는 알루미늄재 표면에의 피복 혹은 형성은 적어도 접합면측의 표면으로 하지만 물론, 방식(防蝕) 등을 위하여 접합면이 아닌 강재 또는 알루미늄재 표면측에 Zn 또는 A1의 금속 피막을 피복 혹은 형성해도 좋다.

단, 실용성이나 효율을 고려하면 Zn 또는 A1의 금속 피막은 Zn 또는 A1의 도금이 범용되고 있는 강재측에 도금으로서 피복 혹은 형성하는 것이 바람직하다. 강재는 통상, 도장을 실시해서 사용되지만 도장에 흠집이 발생하더라도 Zn이나 A1이 우선 부식되기 때문에 강재를 보호할 수 있다. 또한, 강과 알루미늄재의 전위차를 작게 하는 점에서 이종 접합체에서의 과제의 하나인 이종 금속 접촉 부식도 억제할 수 있다. Zn 또는 A1 도금으로 했을 경우에는 강재의 내식성을 확보하고 또한 강에도 알루미늄에도 용이하게 도금이 가능하다.

도금을 전제로 하여, 상기 계면 반응층 형성 억제 기능을 발휘하고, 유기 수지 접착제 피막이 개재되어도 용접을 가능하게 하는 기능을 발휘하기 위해서는 Zn 또는 A1의 도금 피막은 순Zn, 순A1이 바람직하다. 또한, Zn 합금 혹은 A1 합금으로 한다고 하더라도 Zn이나 A1을 각각 80질량% 이상 포함하는, Al-Zn, Al-Si, Zn-Fe 등의 합금에 있어서, 각각 Zn이나 A1을 주성분으로 하는 것이 바람직하다. Zn 또는 A1의 도금 피막을 합금화할 경우에는 첨가 합금 원소나 그 함유량에 의해 상기 융점 범위로부터 벗어나지 않도록, 또한 내식성이 떨어지지 않도록 한다.

이들의 도금 피막 중에서도 특히 88질량% 이상의 Zn을 포함하는, 순Zn, 혹은 Zn 합금 도금 피막이 권장된다. 88질량% 이상의 Zn을 포함하는 Zn도금 피막이 강재 표면에 실시되면 특히 강재의 내식성이 높아지고 또한, 이 Zn 도금 피막은 융점을 상기 350 내지 1000℃의 범위로 제어하기 쉽다. 또한, 내식성도 높고, 이종 금속 접촉 부식도 억제할 수 있다. 이 이종 금속 접촉 부식 방지의 관점에서 가장 좋은 것은 순Zn 도금 피막이다.

도금 방법에 대해서는 본 발명에서는 제한하는 것이 아니라, 기존의 습식, 건식 도금을 이용하는 것이 가능하다. 특히 아연 도금에 있어서는 전기 도금이나 용해 도금, 용해 도금 후 합금화 처리를 행하는 방법 등이 권장된다.

(유기 수지 접착제의 피막)

다음에 또 하나의 억제층으로서의 유기 수지 접착제의 피막에 대해서 이하에 설명한다.

전술한 바와 같이 유기 수지 접착제의 피막은 전기적인 절연층으로서 스폿 용접 시에는 계면 반응층 형성 시간을 억제 제어하고, 또한, 스폿 용접 후는 강재와 알루미늄재의 사이에 광범위하게 혹은 전면적으로 개재하여 이종 금속 접촉 부식을 억제하는 기능을 갖는다.

본 발명에서는 강재와 알루미늄재의 서로의 접합면 간(어느 쪽인가의 접합면 표면)에 유기 수지 접착제의 피막을 도포 내지 형성 후에 스폿 접합을 실시한다. 따라서 유기 수지 접착제의 피막은 스폿 용접 시에는 소위 웰 본드로서 기능한다. 즉, 강-알루미늄재의 계면의 접촉 저항을 크게 하여 계면의 발열량을 광범위하게 균일하게 향상시킴으로써 광범위하게 계면 반응층을 형성할 수 있어 계면 반응층의 두께를 제어하기 쉽게 한다.

유기 수지 접착제의 종류나 도포 두께는 특히 제한되지 않고, 통상, 자동차의 차체 제작에 범용되는 매스틱 접착제, 웰 본드용 접착제, 헤밍용 접착제, 스폿 웰드용 실링제 등을, 그 종류나 도포 두께와 함께 적용할 수 있다.

유기 수지 접착제의 종류를 예시한다. 접착제가 수용액계이면 유리아계, 페놀계, PVA등을 적용할 수 있다. 접착제가 용액계라면, CR계, 니트릴 고무계, 아세트산 비닐, 니트리 셀룰로오스 등을 적용할 수 있다. 접착제가 에멀전계이면 아세트산 비닐, 아크릴, EVA계, CR계, SBR계, 니트릴 고무계, 등을 적용할 수 있다. 접착제가 무용제계이면 에폭시, 아크릴레이트, 폴리에스테르, 등을 적용할 수 있다. 또한, 경우에 따라서는 고형이나 테이프 등의 형상의 유기 수지 접착제를 사용해도 된다.

웰 본드에 있어서는 강재와 알루미늄재를 전기적으로 도통시켜서 스폿 접합을 가능하게 하고, 접합 강도를 높이기 위하여 스폿 접합 시에 접착제를 외부로 밀어내어 접합부에 있어서의 접착제의 잔존량을 적게 하는 것이 바람직하다. 단, 접합부에 있어서의 접착제의 잔존을 완전하게 없애지 않더라도 접합부에 있어서, 스폿 접합을 저해하지 않는 정도로 예를 들어 접착제가 층을 이루지 않는 정도로 접착제가 잔류해도 좋다.

이 점, 에폭시, 아크릴 등의 열경화성 수지 접착제 피막이면 스폿 용접 시에 강재와 알루미늄재를 끼움지지하는 양쪽 전극 팁으로부터 응력(가압력)을 가했을 경우에 연질이기 때문에 강재와 알루미늄재의 용접 부분으로부터 주위의 부분으로 배출 혹은 제거되기 쉬운 특성이 있다. 열경화성 수지 접착제를 이용하면 이 특성에 의해 스폿 접합 시에 강재와 알루미늄재를 전기적으로 도통시킬 수 있다.

또한, 열가소성 수지 접착제 피막이라 하더라도 스폿 용접 시에 가열되면 연질이기 때문에 강재와 알루미늄재의 용접 부분으로부터 그 주위의 부분으로 배출 혹은 제거되기 쉬운 특성으로 된다. 또한, 이와 같이, 가열이나 가압에 의해서도 강재와 알루미늄재의 용접 부분으로부터 주위의 부분으로 배출 혹은 제거되지 않는다고 하더라도, 스폿 용접 시의 발열에 의해 비산 혹은 소실(燒失)하면 강재와 알루미늄재를 전기적으로 도통시킬 수 있다.

스폿 용접 후는 유기 수지 접착제 피막은 제거된 스폿 용접부만을 제외하고, 강재와 알루미늄재의 사이에 광범위하게 혹은 전면적으로 개재하여 전기적인 절연층이 되어 이종 부재 접합체의 이종 금속 접촉 부식을 억제한다.

또한, 도포하는 유기 수지 접착제 두께는 스폿 용접성에는 실질적으로 영향을 주지 않는다. 그것은 용접부의 유기 수지 접착제 두께는 유기 수지 접착제의 조성이나 종류에도 의하고, 약간의 차이는 있지만 스폿 용접 시의 접촉 면압에 실질적으로 지배되기 때문이다. 따라서 후술과 같이, 접촉 면압의 제어가 중요하다. 도포하는 유기 수지 접착제 두께는 내식성의 면에서 핀홀이 존재하기 어려운, 0.1 ㎛ 이상이면 되며, 접합 시의 압력에 의해 접착제가 새나오지 않을 정도로 얇게 도포하는 것이 필요하다. 또한, 스폿 접합 후의 최종적인 접착제 두께는 부식 억제를 위하여 접착제의 경화 후 혹은 열경화 후의 목표로 0.1 내지 10㎛ 정도의 두께가 있으면 된다.

이에 대해 접합되는 강재와 알루미늄재의 서로의 접합면 간에 억제층으로서 또 하나 Zn 또는 A1의 금속 피막을 미리 설치했을 경우에는 유기 수지 접착제의 피막이 있어도 스폿 용접 자체나 계면 반응층 형성 제어가 곤란해지지 않아 유기 수지 접착제의 피막 위 기능을 발휘시킨다.

이것은 Zn 또는 A1의 금속 피막의 존재(개재)에 의해 스폿 용접 시의 저항 발열량이 증가하여 강재와 알루미늄재의 계면 온도 특히 강재의 온도가, 알루미늄의 용융 온도를 넘어서 현저하게 높아지기 때문으로 추고된다. 이 저항 발열량의 증가에 의해 유기 수지 접착제의 피막이, 강재와 알루미늄재의 용접 부분으로부터 주위의 부분으로 배출 혹은 제거되기 쉬워져서 강재와 알루미늄재를 전기적으로 도통시킬 수 있다.

또한, Zn 또는 A1의 금속 피막의 존재(개재)에 의해 스폿 용접 시의 저항 발열량이 증가하면 알루미늄의 강과의 계면에서의 확산속도가 현저하게 빨라져 강측에 알루미늄이 확산되어 양호한 접합 상태가 재빨리 확보되는 것으로 추고된다. 또한, 아연 도금 강판의 경우에는 융점의 차에 의해 아연 도금층이 선행해서 용융되지만 그 결과 계면에 있어서의 열 분포를 균일화하는 효과도 있는 것으로 추고된다. 이들 Zn 또는 A1의 금속 피막의 복합 효과에 의해 유기 수지 접착제의 피막이 개재되어도 종래의 상식에 반하여 스폿 용접성이 향상하는 것으로 추고된다.

(계면 반응층)

본 발명에서는 이종 부재 접합체 계면 반응층의 두께가 0.5 내지 5㎛인 부분의 면적이 알루미늄재의 판 두께(t₂)와의 관계에서 10×t₂ ^{0 .5}mm² 이상인 것으로 한다. 이 최적 두께의 계면 반응층의 면적규정은 계면 반응층이 얇을(없는)수록 좋다고 하는 종래의 상식과는 달리 최적 범위로 제어하는 것이며, 지향하는 방향으로서는 오히려 적극적으로 존재시키는 방향이기도 한다. 그리고, 접합 강도 향상을 위하여 최적 두께 범위의 계면 반응층을 대면적으로 형성한다, 바꿔 말하면 광범위하게 존재시킨다고 하는 기술 사상에 기초로 한다.

따라서 이 계면 반응층의 두께가 0.5 내지 5㎛인 부분의 면적이 알루미늄재의 판 두께(t₂)와의 관계에서 10×t₂ ^{0 .5}mm² 미만 보다 엄격하게는 50×t₂ ^{0 .5}mm² 미만에서는 최적 두께 범위의 계면 반응층이 광범위하게 되지 않고, 오히려 접합 강도가 저하한다. 계면 반응층의 두께가 0.5㎛ 미만의 부분에서는 강-알루미늄의 확산이 불충분하게 되어, 접합 강도가 낮아진다. 반대로 계면 반응층의 두께가 두꺼울수록 취약해져 특히 계면 반응층의 두께가 5㎛를 초과하는 부분에서는 취약해져 접합 강도가 낮아진다. 이로 인해 이러한 계면 반응층의 면적이 커질수록, 접합부 전체로서의 접합 강도가 낮아진다.

따라서 접합부 전체로서의 접합 강도를 높이기 위해서는 계면 반응층의 두께가 0.5 내지 5㎛인 부분의 면적이 알루미늄재의 판 두께(t₂)와의 관계에서 10×t₂ ^0.5mm² 이상, 바람직하게는 50×t₂ ^{0 .5}mm² 이상 필요하다.

또한, 전극 팁에 일반적으로 이용되는 돔형의 팁을 이용했을 경우, 중심부가 가장 두꺼운 계면 반응층이 되고, 중심에서 벗어날수록 계면 반응층의 두께가 저감한다. 따라서 이 중심부의 계면 반응층의 두께는 5㎛를 초과해도 상관없다. 이 계면 반응층의 두께는 강재-알루미늄재가 접합하고 있는 계면의 면적의 알루미늄재측의 2000배의 화상 해석이나 SEM 관찰에 의해 측정할 수 있다.

(스폿 용접)

이종 접합체를 얻기 위한 스폿 용접 방법의 각 요건을 이하에 설명한다. 도3에 이종 접합체를 얻기 위한, 전제가 되는 스폿 용접의 일형태를 예시한다. 본 발명 스폿 용접 방법의 기본적인 형태는 통상의 스폿 용접의 형태와 같다. 도3에 있어서, 11은 강판, 12는 알루미늄 합금판, 15는 너겟, 17과 18은 전극, 13은 이종 접합체이다.

본 발명 스폿 용접 방법에서는 상기한 판 두께(t₁)의 강재와 판 두께(t₂)의 알루미늄재의 이종 부재 접합체를 스폿 용접으로 얻을 때, 이들 접합되는 강재와 알루미늄재의 서로의 접합면 간에 Zn 또는 A1의 금속 피막과 유기 수지 접착제의 피막을 미리 설치한 상태로 스폿 용접한다.

이때, 상기한 바와 같이, 강재-알루미늄재의 접합면측에 유기 수지 접착제를 도포하여 스폿 접합을 행하고, 그 후, 도포한 유기 수지 접착제를 경화시키는 것이, 계면 반응층의 두께 제어와 이종 금속 접촉 부식의 억제의 양쪽 관점에서는 바람직하다.

(가압력)

이러한 스폿 용접에 있어서, 알루미늄재(12)측의 전극 팁(18)의 선단부 직경을 7mmφ 이상으로 하고 전극 팁(17, 18)에 의한 가압력을 선단부 곡률 반경(Rmm)과 가압력(WkN)과의 관계가 (R×W)^1/3/R>0.05가 되도록 인가한다. 이 가압력도 큰 쪽이 보다 접착제를 밀어낼 수 있기 때문에 바람직하지만 스폿 용접의 능력한계로부터 보면 현실적으로는 10kN까지이다.

점접촉에서의 접촉 면압은 (R×W)^1/3/R에 거의 비례하지만 접합부에 관한 접촉 면압이 과소해서는 접착제의 잔존이 크고, 계면 반응층의 성장을 방해하기 위하여 접착제를 외부에 밀어낼만큼의 접촉 면압이 필요해진다. (R ×W)^1/3/R가 0.05 이하에서는 접착제가 층으로서 잔존하여 계면 반응층이 성장하지 않는다.

또한, 이러한 비교적 큰 가압력을 인가함으로써 전극 팁 등의 형상에 상관없이 이종 재료간, 전극과 재료간의 전기적 접촉을 안정화시켜서 너겟 내의 용해 금속을 너겟 주변의 미용융부로 지지하여 상기 비교적 큰 너겟 필요 면적과 상기 최적 계면 반응층의 필요 면적을 얻을 수 있다. 또한, 금속재료의 비산의 발생을 억제할 수 있다. 가압력이 지나치게 작으면 이러한 효과를 얻을 수 없다.

(전극 팁)

상기한 최적 범위 두께의 계면 반응층을 광범위하게 형성하기 위해서는 특히 알루미늄재측에 대해서는 선단부 직경은 7mmφ 이상이고 선단부 곡률 반경(R)이 큰 돔형 등의 R형 형상의 팁으로 한다. 또한, 강재측도 마찬가지로 곡률 반경(R)이 큰 쪽이 바람직하지만 스폿 용접의 능력한계로부터 보면 현실적으로는 R은 250mm까지이다.

또한, 전극 형상에 대해서는 규정하는 것은 아니나 전극이 통전 초기의 전류 효율을 올리기 위하여 바람직하다. 또한, 극성에 대해서도 규정하는 것은 아니나 직류 스폿을 이용하는 경우에는 알루미늄을 양극으로 하고 강을 음극으로 하는 것이 바람직하다.

(전류)

스폿 용접 시의 전류에 대해서는 비교적 큰 너겟 면적과 상기 최적 계면 반응층의 필요 면적을 얻기 위해서는 상기 알루미늄재의 판 두께(t₂)와의 관계에서 15×t₂ ^0.5 내지 30×t₂ ^{0 .5}kA의 전류를 100×t₂ ^{0 .5} 내지 1000×t₂ ^{0 .5}msec 흘리는 공정을 갖고, 이 공정보다 높은 전류의 공정이 존재하지 않는 전류 패턴인 것이 필요하다.

이러한 전류 패턴으로 함으로써 미리 본 발명의 억제층을 형성했을 때에 큰 입열량을 얻을 수 있어 전술한 바와 같이 강과 알루미늄재의 접합면에 있어서의 계면 반응층을 제어하고, 높은 접합 강도를 얻는 것이 가능해 진다. 또한, 이종 재료 사이와 전극과 재료 사이의 전기적 접촉을 안정화시켜서 너겟 내의 용해 금속을 너겟 주변의 미용융부로 지지하여 상기 비교적 큰 너겟 필요 면적과 상기 최적 계면 반응층의 필요 면적을 얻을 수 있다. 또한, 금속재료의 비산의 발생을 억제할 수 있다.

전류 패턴의 상기 공정에 있어서, 15×t₂ ^{0 .5}kA 미만 또는 100×t₂ ^{0 .5}msec만으로는 표면 처리층및 알루미늄재의 용융이 광범위하게 행하여지지 않아 최적 범위 두께의 계면 반응층의 면적이 작다. 한편, 30×t₂ ^{0 .5}kA를 초과하는, 혹은 1000×t₂ ^0.5msec을 초과해서는 계면 반응층이 두껍게 성장하기 때문에 최적 범위 두께의 계면 반응층의 면적이 작아진다.

이 전류 범위의 공정은 복수 있어도 좋지만 그것들의 합계 시간이 상기 100×t₂ ^0.5 내지 1000×t₂ ^{0 .5}msec의 범위인 것이 중요하다. 또한, 동종 금속 접합에서는 입열량이 동일하면 가까운 접합 구조를 얻을 수 있지만 동과 알루미늄재의 접합에서는 예를 들어 30×t₂ ^{0 .5}kA 초과하고 100×t₂ ^{0 .5}msec 미만의 전류 패턴이나 15×t₂ ^0.5kA 미만이고 1000×t₂ ^{0 .5}msec 초과의 전류 패턴에서는 최적 범위 두께의 계면 반응층의 면적을 광범위하게 얻을 수 없다. 이 전류 조건의 전후의 공정에 별도의 전류 패턴을 더해서 복수 단계의 전류 패턴으로 해도 되지만 계면 반응층이 두껍게 성장해버리기 때문에 이 공정보다 높은 전류의 공정이 존재하지 않는 것이 필요하다.

또한, 바람직한 전류 패턴으로서 1×t₂ ^{0 .5} 내지 10×t₂ ^{0 .5}kA의 전류를 100×t₂ ^0.5 내지 1000×t₂ ^{0 .5}msec 흘리는 공정을 더해서 너겟의 균열을 억제하는 것이 바람직하다.

[실시예]

강재로서 시판의 590MPa급의 고장력 동판과 알루미늄재로서 시판의 A6061(6000계) 알루미늄 합금판을 겹치게 한 상태에서 스폿 용접을 행하여 이종 부재 접합체를 제작하고, 접합 강도, 내식성을 평가하였다.

(스폿 용접 조건을 변화시킨 웰 본드재)

접합면측에 용융 순Zn 도금을 평균 두께 10㎛로 실시한 상기 강판과 상기 알루미늄판을 접합면 간에 에폭시계 열경화형 접착제를 도포한 상태에서 겹친 웰 본드재로서 스폿 용접하여 이종 부재 접합체를 제작한 결과를 표3, 4에 나타낸다.

표3은 알루미늄판의 판 두께가 1mm, 표4은 알루미늄판의 판 두께가 2mm의 경우를 나타낸다. 표3, 4에서는 강판의 접합면측의 도금 조건이나 열경화형 접착제 조건은 일정한 것으로 하고 스폿 용접에 있어서의 전극 조건이나 전류 조건을 다양하게 변화시켜 이종 부재 접합체를 제작하였다. 또한, 표3, 4의 예는 각 예와도 공통되게 에폭시계 열경화형 접착제를 두께가 0.5 내지 1㎛ 정도(스폿 접합 시의 압력에 의해 접착제가 새나오지 않을 정도)가 되도록, 솔로 균일하게 얇게 도포하였다.

(도금 조건이나 열경화형 접착제 조건을 변화시킨 웰 본드재)

또한, 스폿 용접에 있어서의 전극 조건이나 전류 조건은 일정한 것으로 하고 강판이나 알루미늄 합금판의 접합면측의 도금 조건이나 열경화형 접착제 조건을 다양하게 변화시킨, 강판과 알루미늄판의 웰 본드재로 이종 부재 접합체를 제작한 결과도 표5에 나타낸다. 표5에서 접착제를 도포했을 경우의 각예는 공통되게 에폭시계 혹은 폴리우레탄계의 접착제를 접합면 간에 두께가 0.5 내지 1㎛ 정도가 되도록, 솔로 균일하게 얇게 도포하였다.

(사용 소재)

소재로서 강판은 판 두께 1mm이고 0.07질량%C-1.8질량%Mn을 포함하는 조성의 것, A6061 알루미늄 합금판은 판 두께 1mm와 2mm의 것을 각각 준비하고, 이들 강판, 알루미늄 합금판 모두 JIS A 3137에 기재된 십자 인장 시험편 형상으로 가공하여 스폿 용접을 행하였다.

(접착제)

에폭시계는 시판의 에폭시계 열경화형 구조용 접착제(산스타기켄제 펭귄 # 1086)을 사용하였다. 폴리우레탄계는 시판의 폴리우레탄계 열경화형 구조용 접착제(산스타기켄제 펭귄 시일 980)을 사용하였다.

(도금)

강재에 도금을 실시하는 경우에는 공통되게 10% 황산으로 5분의 산세·활성화하는 전처리를 행한 후, 각종 도금을 행하였다. Zn 전기 도금에서는 황산아연 400g/1, 황산알루미늄 30g/1, 염화나트륨 15g/1, 붕산 30g/1에 황산을 첨가해서 pH를 3으로 한 욕에서 20A/dm²의 전류를 흘림으로써 순Zn 도금을 10㎛ 실시하였다. 이것을 Zn- 10%Ni 합금 도금으로 할 경우에는 순Zn 도금의 아연 도금 욕에 황산 니켈, 염화 니켈을 첨가한 욕에서 10A/dm²의 전류를 흘림으로써 Zn- 10%Ni 도금을 10㎛ 실시하였다.

용해 도금은 강재에만 행하고, 각종 용해 금속을 이용해서 A1 도금, Al-9질량%Si 도금, Zn 도금, Zn-Fe 도금(Fe량 5, 10, 12, 16%)을 각각 10㎛ 실시하였다. 용융 Zn 도금에서는 온도, 인상 온도를 변화시킴으로써 막 두께를 1, 3, 10, 15, 19, 20㎛로 조정하였다.

또한, 비교예(표5의 비교예3)로서의 Ni 도금은 와트욕을 이용해서 10A/dm²의 전류를 흘림으로써 10㎛ 실시하였다.

알루미늄재에 도금을 실시하는 경우에는 10% 초산으로 30초 산세하고, 수산화 나트륨 500g/1, 산화아연 100g/1, 염화 제2철 1g/1, 롯셀염 10g/1의 처리액 중에서 30초 아연 치환 처리를 행한 후, Zn, 혹은 Zn-전기 도금을 행하였다. 또한, 그 아연 도금 욕에 황산 니켈, 염화 니켈을 첨가한 욕에서 10A/dm²의 전류를 흘림으로써 Zn- 10%Ni 도금을 10㎛ 실시하였다.

(막 두께 측정)

도금 피막의 막 두께는 도금 후의 샘플을 절단하고, 수지로 채우고, 연마를 하고, 스폿 용접 전의 상태의 접합 계면의 SEM 관찰을 행하였다. 2000 배의 시야로 3점 두께를 측정하고, 평균하여 구하였다.

(스폿 용접)

스폿 용접은 직류 저항 용접 시험기를 이용하고, Cu-Cr 합금으로 이루어지는 돔형의 전극을 이용하고, 양극을 알루미늄, 음극을 강으로 하여 접합하였다. 표3, 4에서는 표3, 4에 나타내는 전극 팁 조건[선단부 직경, 선단부 곡률 반경(R), 가압력(W)과 (R×W)^1/3/R], 전류 패턴[용접 공정1과 2의 용접 전류, 용접 시간]으로 용접을 행하여 이종 부재 접합체의 십자 인장 시험체를 제작하였다.

이때, 표3, 4의 각 발명예는 알루미늄재측의 전극 팁의 선단부 직경을 7mmφ 이상으로 하여 전극 팁에 의한 가압력을 선단부 곡률 반경(Rmm)과 가압력(WkN)과의 관계가 (R×W)^1/3/R>0.05가 되도록 인가하고, 또한 15×t₂ ^{0 .5} 내지 30×t₂ ^{0 .5}kA의 전류를 100×t₂ ^{0 .5} 내지 1000×t₂ ^{0 .5}msec 흘리는 공정을 갖는 전류 패턴으로 스폿 용접하였다.

또한, 표5에서는 각 예와도 공통되게 표3의 N으로 나타내는 발명예의 스폿 용접 조건을 일정하게 하여 용접을 행하고, 십자 인장 시험체를 제작하였다.

이들 각 조건에 대해서 접합 강도 평가용으로 5체, 접합 계면 평가용으로 3체, 부식 시험용으로 3체 제작하였다. 본 시험에서는 전극 팁은 강측, 알루미늄재측에서 동일 형상의 것을 이용하였다. 이 중, 계면 평가용의 샘플에 대해서는 스폿 용접 후, 180℃에서 30분의 열처리를 행하여 접착제를 완전히 경화하였다.

(계면 반응층의 두께 측정)

계면 반응층의 두께 측정은 스폿 용접 후의 샘플을 용접부의 중앙에서 절단하고, 수지로 채우고, 연마를 하고, SEM 관찰을 행하였다. 층의 두께가 1㎛ 이상의 경우에는 2000배의 시야로 1㎛ 미만의 경우에는 10000배의 시야로 계측하였다. 또한, 여기에서의 계면 반응층이란 Fe와 A1을 모두 포함하는 화합물층을 가리키고, EDX에 의해 Fe와 A1이 모두 1wt% 이상 검출되는 층을 말한다. 즉, Fe와 A1이 모두 1wt% 이상 검출되지 않는 층은 도금층이나 잔류 접착제로 하고 계면 반응층으로 하지 않았다.

또한, 본시험에서는 중심부가 가장 계면 반응층이 두껍고, 단부(주연부)일수록 계면 반응층이 얇게 되어 있었기 때문에 10㎛를 초과하는 두께의 계면 반응층의 직경, 0.5㎛ 이상의 두께의 계면 반응층의 직경을 구하고, 면적으로 환산하였다. 측정은 3체의 접합체에 대하여 행하고 직교한 2방향의 너겟 직경을 측정하여 평균화하였다.

(접합 강도평가)

강도의 평가에는 스폿 접합의 강도를 측정하기 위하여 접착제 경화전의 상태에서 각 조건에 대해서 5체의 십자 인장 시험을 실시하고, 평균화하였다. 접합 강도가 1.5kN 이상 또는 파단 형태가 알루미늄 모재 파단이면 ◎, 접합 강도가 1.0 내지 1.5kN이면 ○, 접합 강도가 0.5 내지 1.0kN이면 △, 접합 강도가 0.5kN 미만이면 ×로 하였다. 여기서 접합 강도가 1.0 내지 1.5kN(○) 이상 없으면 자동차 등의 구조재용으로서 사용할 수 없다.

(이종 금속 접촉 부식제 평가)

또한, 각종 조건으로 접합한 접합체에 대해서 알칼리 탈지를 행하고, 수세후, 니혼페인트사제의 서프 파인 5N-10의 0.1%수용액을 이용해서 30초 표면 조정 처리를 행하였다. 그 후, 아연 이온 1.0g/1, 니켈 이온 1.0g/1, 망간 이온 0.8g/1, 인산 이온 15.0g/1, 초산 이온 6.0g/l, 아초산 이온 0.12g/1, 토너값 2.5pt, 전산도22pt, 유리산도 0.3 내지 0.5pt, 50℃의 욕에서 2분 인산 아연 처리를 행하였다. 그 후, 양이온 전착 도료(니혼페인트사제 파워탑 V50 그레이)에 의해 도장하고, 170℃ 25분 베이킹하여 30 ㎛의 피막을 형성하였다.

그 후, 복합 부식 시험을 행해 이종 금속 접촉 부식 방지성의 평가를 행하였다. 부식 시험은 A : 염수 분무(35도 5%NaC1) 2hr, B : 건조(60℃, 20-30%RH) 4hr, C : 습윤(50℃, 95%RH 이상) 2hr를 1사이클으로 하는 시험을 90사이클 행하였다. 이 시험 후에 접합부를 박리시켜서 관찰하고, 내식성(A1의 최대 부식 깊이)을 평가하였다.

내식성은 3체의 이종 부재 접합체의 알루미늄재의 최대 부식 깊이를 측정하고, 평균으로 0.0lmm 미만이면 ◎, 0.01 내지 0.02mm이면 ○, 0.02 내지 0.1mm이면△, 0.1mm 이상이면 ×로 하였다. 최대 부식 깊이가 0.01 내지 0.02mm(○) 미만이면 자동차 등의 구조재용으로서 사용할 수 없다.

(표3, 4의 결과)

표3, 4로부터 알 수 있는 바와 같이, 바람직한 범위에서 스폿 접합된 발명예I 내지 P의 이종 부재 접합체는 매우 높은 내식성이 얻어지고 있는 것을 알 수 있다. 이것은 접합면 간에 설치된 용융 아연 도금과 열경화형 접착제의 효과이다. 단, 바람직한 범위를 벗어나서 스폿 접합된 비교예A 내지 H에서도 발명예와 마찬가지로 접합면 간에 아연 도금과 열경화형 접착제가 설치되어 있어 마찬가지로 내식성은 높다.

한편, 접합 강도에 관해서는 바람직한 스폿 접합 조건 범위를 벗어나고, 전극 팁의 선단부 직경이 작고, 선단부 곡률 반경과의 관계에서 가압력이 낮은, 등의 비교예A 내지 C에서는 높은 접합 강도를 얻어지지 않고 있다. 또한, 전류 조건도 본 발명의 범위를 만족시키지 않는 비교예D 내지 H에서도 접합 강도가 낮다.

비교예A 내지 G는 용접 공정2를 행하고 있는 비교예H를 제외하고, 용접 공정1만으로 용접 공정2를 하지 않고 스폿 접합하고 있다. 이 중, 비교예A는 전극 팁의 선단부 직경이 지나치게 작다. 비교예B, 비교예C는 선단부 곡률 반경과의 관계에서 가압력이 지나치게 낮다.

또한, 비교예D는 용접 공정1의 용접 전류가 알루미늄재의 판 두께와의 관계에서 지나치게 낮다. 비교예E는 용접 공정1의 용접 시간이 알루미늄재의 판 두께와의 관계에서 지나치게 짧다. 비교예F는 용접 공정1의 용접 전류가 알루미늄재의 판 두께와의 관계에서 지나치게 높다. 비교예G는 용접 공정1의 용접 시간이 알루미늄재의 판 두께와의 관계에서 지나치게 길다. 비교예H는 용접 공정1보다도 현저하게 높은 전류를 흘리는 용접 공정2가 존재한다.

즉, 발명예I 내지 P는 스폿 용접에 있어서, 알루미늄재측의 전극 팁의 선단부 직경을 7mmφ 이상으로 하고 전극 팁에 의한 가압력을 선단부 곡률 반경(Rmm)과 가압력(WkN)과의 관계가 (R×W)^1/3/R>0.05가 되도록 인가하고, 또한 15×t₂ ^{0 .5} 내지 30×t₂ ^{0 .5}kA의 전류를 100×t₂ ^{0 .5} 내지 1000×t₂ ^{0 .5}msec 흘리는, 바람직한 용접 공정1로 스폿 용접하고 있다. 또한, 발명예I, K는 이 용접 공정1만으로, 용접 공정2를 하지 않고 스폿 접합하고 있다. 이로 인해 각 발명예는 최적 두께의 계면 반응층으로 제어되고 있어 접합 강도가 높다.

이들 발명예 중, 상기 용접 공정1을 갖는 동시에 이 용접 공정1보다 높은 전류를 흘리는 용접 공정이 존재하지 않는 전류 패턴으로 스폿 용접하고 있는 발명예N, O, P는 뒤의 용접 공정2가 1×t₂ ^{0 .5 내지} 10×t₂ ^{0 .5}kA의 전류를 100×t₂ ^{0 .5} 내지 1000×t₂ ^{0 .5}msec 흘리는 바람직한 조건인 것도 있어 가장 접합 강도가 높다. 이에 대해 이 용접 공정1보다 높은 전류를 흘리는 용접 공정2가 존재하는 전류 패턴으로 스폿 용접하고 있는 발명예L, M은 상기 발명예N, O, P보다도 접합 강도가 낮다.

(표5의 결과)

표5로부터 알 수 있는 바와 같이, 수지 접착제가 없는 비교예1, 10, 14는 내식성이 뒤떨어진다. 또한, 도금이 없는 비교예2, 도금 조건(융점)이 범위로부터 벗어나는 비교예3, 4, 5는 십자 인장 시험 결과가 뒤떨어지고, 접합 강도가 낮다. 또한, 이 조건에서는 도금이 없고, 접착제가 있는 비교예2도 오히려 십자 인장 시험 결과도 뒤떨어지는 결과가 나왔다. 도금 두께가 지나치게 두꺼운 비교예21도 순아연 도금이면서도 오히려 십자 인장 시험 결과가 뒤떨어지는 결과가 나왔다.

이에 대해 수지 접착제를 갖고, 도금 조건(융점)이 범위 내인 발명예6 내지 9, 11 내지 13, 15, 18, 19, 20, 22는 최적 두께의 계면 반응층으로 제어되어 있어 내식성이 우수하고, 접합 강도가 높다. 이 중, 순아연 도금을 실시한 발명예6 내지 7, 11, 18, 19, 20, 22는 가장 접합 강도가 높다. 이 결과로부터 도금을 본 발명의 성분, 융점, 막 두께로 제어함으로써 최적 두께의 계면 반응층으로 제어되어, 높은 접합 강도와 내식성을 얻을 수 있는 것을 알 수 있다. 또한, 특히, 순Zn 도금에서 막 두께가 5 내지 15㎛에서 웰 본드라고 했을 경우, 매우 높은 접합 강도와 내식성이 양립해서 얻을 수 있는 것을 알 수 있다.

이상의 실시예의 결과로부터 이종 부재 접합체의 접합 강도를 높이는 동시에 접촉 부식을 억제할 수 있는 본 발명에서 규정하는 각 요건의 임계적인 의의를 안다.

[3]

(이종 접합체)

도2에 본 발명의 일 실시 형태에서 규정하는 이종 접합체를 단면도로 도시한다. 도2에 있어서, 13이 강재(강판)(11)와 알루미늄재(알루미늄 합금판)(12)를 스폿 용접으로 접합한 이종 부재 접합체이다. 15는 스폿 용접에 있어서의 계면 반응층(16)을 갖는 너겟으로, 도면 중에 수평 방향으로 화살표로 나타내는 너겟 직경을 갖는다. 19는 너겟 주위의 코로나 본드부이다. t₁는 강재의 판 두께, t₂는 알루미늄재(12)의 판 두께, Δt는 스폿 용접에 의한 접합 후의 알루미늄재의 최소 잔존 판 두께를 나타낸다.

여기에 있어서, 14는 억제층(부식 억제층)으로, 이들 접합되는 강재(11)와 알루미늄재(12)의 서로의 접합면 간에 미리 설치된, Zn(순Zn의 의미) 또는 Zn 합금의 금속 피막과 인산염 피막의 적층체이다. 도2에서는 Zn 또는 Zn 합금 피막과 인산염 피막을 각각 구분하지 않고 일체로 도시하고 있지만 강재(11)의 접합측 표면에 도금 등에 의해 Zn 또는 Zn 합금 피막을 설치하고, 그 위에 인산 아연 피막을 실시하여 억제층(14)(부식 억제층)으로 하고 있는 형태를 도시한다.

그리고, 도2는 스폿 용접 후의 이종 접합체의 접합부에서는 스폿 용접 전에 미리 설치되어 있었던, Zn 또는 Zn 합금 피막과 인산 아연 피막의 적층체인 억제층(부식 억제층)(14)이 제거되고 강재(11)와 알루미늄재(12)가 직접 접합되어 있는, 이종 접합체의 양호한 접합 상태를 나타내고 있다. 또한, 도2에서는 이종 접합체의 접합부 이외의 계면 영역에는 미리 형성한, 이들 억제층(부식 억제층)(14)이, 그대로 존재하고 있는 것을 나타내고 있다.

(강재의 판 두께)

본 발명에서는 강재의 판 두께(t₁)가 0.3 내지 3.0mm인 접합체인 것이 필요하다. 강재의 판 두께(t₁)가 0.3mm 미만의 경우, 상기한 구조 부재나 구조 재료로서 필요한 강도나 강성을 확보할 수 없어 적절하지 않다. 또한, 게다가, 스폿 용접에 의한 가압에 의해 강재의 변형이 크고, 산화 피막이 용이하게 파괴되기 때문에 알루미늄과의 반응이 촉진된다. 그 결과 금속간 화합물이 형성하기 쉬워진다.

한편, 3.0mm를 넘는 경우에는 상기한 구조 부재나 구조 재료로서는 다른 접합 수단이 채용되기 때문에 스폿 용접을 행하여 접합할 필요성이 적다. 이로 인해 강재의 판 두께(t₁)를 3.0mm를 초과해서 두껍게 할 필요성은 없다.

(강재)

본 발명에 있어서는 사용하는 강재의 형상이나 재료를 특별히 한정하는 것이 아니고, 구조 부재에 범용되는 혹은 구조 부재용도로부터 선택된, 강판, 강형재, 강관 등의 적당한 형상, 재료가 사용 가능하다. 단, 자동차 부재 등의 경량한 고강도 구조 부재(이종 부재 접합체)를 얻기 위해서는 강재의 인장 강도가 400MPa 이상인 통상의 고장력 강(하이텐)인 것이 바람직하다.

인장 강도가 400MPa 미만의 저강도강에서는 일반적으로 저합금강이 많고, 산화 피막이 철산화물로 이루어지기 때문에 Fe와 A1의 확산이 용이해져 취약한 금속간 화합물이 형성되기 쉽다. 이 때문에도 인장 강도가 400MPa 이상, 바람직하게는 500MPa 이상의 고장력 강(하이텐)인 것이 바람직하다.

(알루미늄재)

본 발명에서 이용하는 알루미늄재는 그 합금의 종류나 형상을 특별히 한정하는 것이 아니고, 각 구조용 부재로서의 요구 특성에 따라, 범용되고 있는 판재, 형재, 단조재, 주조재 등을 적절하게 선택할 수 있다. 단, 알루미늄재의 강도에 대하여도 상기 강재의 경우와 마찬가지로, 스폿 용접 시의 가압에 의한 변형을 억제하기 위하여 높은 쪽이 바람직하다. 이 점, 알루미늄 합금 중에서도 강도가 높고, 이런 종류의 구조용 부재로서 범용되고 있는, A5000계, A6000계 등의 사용이 최적이다.

단, 본 발명에서 사용하는 이들 알루미늄재의 판 두께(t₂)는 0.5 내지 4.0mm의 범위로 한다. 알루미늄재의 판 두께(t₂)가 0.5mm 미만의 경우, 구조 재료로서의 강도가 부족하여 부적절한 데다가 너겟 직경을 얻을 수 없어 알루미늄재료 표면까지 용융이 도달하기 쉬워 금속재료의 비산이 생기기 쉽기 때문에 높은 접합 강도를 얻을 수 없다. 한편, 알루미늄재의 판 두께(t₂)가 4.0mm를 넘는 경우에는 상기한 강재의 판 두께의 경우와 마찬가지로, 구조 부재나 구조 재료로서는 다른 접합 수단이 채용되기 때문에 스폿 용접을 행하여 접합할 필요성이 적다. 이로 인해 알루미늄재의 판 두께(t₂)를 4.0mm를 초과해서 두껍게 할 필요성은 없다.

(억제층)

본 발명에서는 보다 높은 접합 강도를 얻기 위하여 이종 금속 접촉 부식을 억제하고, 접합 강도의 저하를 방지하기 위하여 동과 알루미늄재의 사이에(재료에) 미리 억제층(부식 억제층)을 형성한다. 이 억제층은 또한, 스폿 용접에 있어서의 강과 알루미늄재의 사이의 계면 반응층의 형성 면적이나 두께 분포의 제어를 손상하지 않는 것이 필요하다.

본 발명에서는 이러한 기능을 갖는 억제층(부식 억제층)으로서 이들 접합되는 강재와 알루미늄재의 서로의 접합면 간에 Zn 또는 Zn 합금의 금속 피막과 인산 아연 피막을 미리 설치한다. 이 때문에 후술하는 바와 같이, 강재측 혹은 알루미늄재측의 어느 한쪽의 접합면측에 금속 피막과 인산염 피막을 적층해서 설치한다. 설치하는(적층하는) 순서는 아무래도 상관없으나 금속 피막을 먼저 설치하는 것이 인산 아연 피막을 설치하기 쉽다.

(Zn 또는 Zn 합금 피막)

억제층(부식 억제층)의 하나로서 우선 Zn(순Zn) 또는 Zn 합금의 금속 피막에 대해서 이하에 설명한다. 본 발명에서는 접합되는 강재와 알루미늄재의 서로의 접합면 간에 Zn 또는 Zn 합금의 금속 피막을 미리 설치된 상태에서 스폿 용접하기 때문에 동재 또는 알루미늄재 중의 적어도 접합면측의 표면에 Zn 또는 Zn 합금의 금속 피막을 미리 설치한다. 이 Zn 또는 Zn 합금 피막은 알루미늄재와 융점이 가까워, 스폿 용접 시에 인산염 피막이 존재해도 강과 알루미늄의 금속간 화합물인 계면 반응층이 형성되는 시간 제어나 계면 반응층의 두께 범위와 분포 제어를 저해시키지 않는 특성이 있다.

표면 처리되지 않은 혹은 Zn 또는 Zn 합금 피막이 없는 강재와 알루미늄재를 이용한, 종래의 스폿 용접에서는 접합 계면에 인산염의 피막이 존재하면 스폿 용접 자체나 계면 반응층 형성 제어가 곤란하여 높은 접합 강도를 얻을 수 없었다.

이에 대해 접합되는 강재와 알루미늄재의 서로의 접합면 간에 억제층으로서 Zn 또는 Zn 합금 피막을 미리 설치했을 경우에는 접합면 간에 억제층으로서 또 하나 인산염 피막이 개재되어 있어도 스폿 용접 자체나 계면 반응층 형성 제어가 곤란해지지 않아 인산염 피막의 상기 기능을 발휘시킨다. 이것은 Zn 또는 Zn 합금 피막의 존재(개재)에 의해 스폿 용접 시의 저항 발열량이 증가하여 강재와 알루미늄재의 계면 온도 특히 강재의 온도가, 알루미늄의 용융 온도를 넘어서 현저하게 높아지기 때문으로 추고된다. 이 저항 발열량의 증가에 의해 인산염 피막이 파괴되어서 용융된 알루미늄재에 용출 되기 쉬워져서 강재와 알루미늄재를 전기적으로 도통시킬 수 있다.

바꿔 말하면 또 하나의 존재인 인산염 피막은 이 Zn 또는 Zn 합금 피막의 공존하에 있어서, 스폿 용접 시에는 스폿 용접부 부분에서만 파괴되어 이 스폿 용접부에서 강재와 알루미늄재를 전기적으로 도통시킬 수 있다. 어느 쪽의 측에 존재시키든 간에 본 발명에 있어서의 특정 범위의 Zn 또는 Zn 합금 피막없이 단독으로, 인산염 피막을 강재와 알루미늄재의 사이에 개재시키면 전술한 바와 같이 접합체의 계면 반응층의 형성 면적이나 두께 분포 제어가 저해된다.

또한, 전술한 바와 같이 Zn 또는 Zn 합금 피막의 존재(개재)에 의해 스폿 용접 시의 저항 발열량이 증가하면 알루미늄의 강과의 계면에서의 확산속도가 현저하게 빨라져 강측에 알루미늄이 확산되어 양호한 접합 상태가 재빨리 확보된다. 또한, 아연 도금 강판의 경우에는 융점의 차에 의해 아연 도금층이 선행해서 용융되지만 그 결과 계면에 있어서의 열 분포를 균일화하는 효과도 있는 것으로 추고된다. 이들 Zn 또는 Zn 합금 피막의 복합 효과에 의해 인산염 피막이 개재되어도 스폿 용접성이 손상되지 않는 것으로 추고된다.

이들의 효과를 발휘하기 위하여 Zn 또는 Zn 합금 피막의 융점은 350 내지 1000℃, 바람직하게는 400 내지 950℃의 좁은 온도 범위로 한다. 또한, 나아가서는 알루미늄재의 융점 이상 900℃ 이하의 보다 좁은 온도 범위로 하는 것이 바람직하다. 순Al의 융점은 660℃ 정도, 순Zn의 융점은 420℃ 정도이며, 상기한 접합하는 알루미늄재와 융점이 가깝다는 것은 예를 들어 순A1의 융점 660℃에 대하여, 상기 어느 정도의 폭을 갖는 것을 허용한다는 의미이다.

또한, Zn 또는 Zn 합금 피막의 두께는 3 내지 19㎛의 막 두께(평균 막 두께), 더 바람직하게는 5 내지 15㎛의 막 두께 범위로 한다. 이들 Zn 또는 Zn 합금 피막의 두께는 이들 피막 형성 후의 강재 혹은 알루미늄재의 시료를 절단하고, 수지로 채우고, 연마를 하고, 금속 피막의 판 두께 방향의 SEM 관찰을 행한다. 이 SEM 관찰은 2000배의 시야로 3점 두께를 측정하고, 금속 피막의 두께는 부위가 다른 5개소 정도의 관찰 결과의 평균으로 구한다.

Zn 또는 Zn 합금 피막의 두께가 지나치게 얇은, 혹은 그 융점이 지나치게 낮은 경우에는 Zn 또는 Zn 합금 피막이, 스폿 용접 시의 접합 초기에 접합부로부터 용융 배출되어버려, 계면 반응층의 형성을 억제할 수 없다. 또한, 저항 발열량의 증가가 적어져서, 인산염 피막을 파괴하기 어려워져 스폿 용접부에서 강재와 알루미늄재를 전기적으로 도통시키기 어려워진다.

한편, 이종 부재 접합체의 접합 강도를 올리기 위해서는 접합되는 강재와 알루미늄재가, 서로의 접합면끼리 직접 접촉할 필요가 있고, 스폿 용접 시에는 접합부에 미리 개재되어 있는 Zn 또는 Zn 합금 피막이, 접합부로부터 용융 배출될 필요가 있다. 이에 대해 Zn 또는 Zn 합금 피막의 두께가 지나치게 두꺼운, 혹은 융점이 지나치게 높은 경우에는 접합부로부터의 Zn 또는 Zn 합금 피막의 용융 배출을 위하여 큰 입열량이 필요해진다. 이 입열량이 커지면 알루미늄재의 용융량이 증가하여 금속재료의 비산의 발생에 의해 알루미늄재의 감소 두께량이 커지기 때문에 이종 부재 접합체를 구조 부재로서 사용할 수 없게 된다.

Zn 또는 Zn 합금 피막은 상기 융점 범위의 순Zn, Zn 합금 등을 적절하게 선택할 수 있다. 또한, 강재 또는 알루미늄재 중의 적어도 접합면측의 표면에의 금속 피막의 피복 혹은 형성 방법도 도금, 도포 등의 범용되는 공지의 수단을 적절하게 사용할 수 있다. 또한, 이 강재 또는 알루미늄재 표면에의 피복 혹은 형성은 적어도 접합면측의 표면으로 하지만 물론, 방식 등을 위하여 접합면이 아닌 강재 또는 알루미늄재 표면측에 Zn 또는 Zn 합금 피막을 피복 혹은 형성해도 좋다.

단, 실용성이나 효율을 고려하면 Zn 또는 Zn 합금 피막은 Zn 또는 Zn 합금의 도금이 범용되고 있는 강재측에 도금으로서 피복 혹은 형성하는 것이 바람직하다. 강재는 통상, 도장을 실시해서 사용되지만 도장에 흠집이 발생해도 Zn 또는 Zn 합금이 우선 부식되기 때문에 강재를 보호할 수 있다. 또한, 강과 알루미늄재의 전위차를 작게 하는 점에서 이종 접합체에서의 과제의 하나인 이종 금속 접촉 부식도 억제할 수 있다. Zn 또는 Zn 합금 도금으로 했을 경우에는 강재의 내식성을 확보하고, 또 강에도 알루미늄에도 용이하게 도금이 가능하다.

도금을 전제로 하여, 상기 계면 반응층 형성억제 기능을 발휘하고, 인산염 피막이 개재되어도 용접을 가능하게 하는 기능을 발휘하기 위해서는 Zn 또는 Zn 합금의 도금 피막은 순Zn이 바람직하다. 또한, Zn 합금으로 한다고 하더라도 Al-Zn, Zn-Fe 등의 합금에 있어서, 각각 Zn을 각각 80질량% 이상 포함하는, Zn을 주성분으로 하는 것이 바람직하다. Zn 또는 Zn 합금의 도금 피막을 합금화할 경우에는 첨가 합금 원소나 그 함유량에 의해 상기 융점 범위로부터 벗어나지 않도록, 또 내식성이 떨어지지 않도록 한다.

이들의 도금 피막 중에서도 특히 88질량% 이상의 Zn을 포함하는, 순Zn, 혹은 Zn 합금 도금 피막이 권장된다. 88질량% 이상의 Zn을 포함하는 Zn 합금 도금 피막이 강재 표면에 실시되면 특히 강재의 내식성이 높아지고 또한, 이 Zn 도금 피막은 융점을 상기 350 내지 1000℃의 범위로 제어하기 쉽다. 또한, 내식성도 높아 이종 금속 접촉 부식도 억제할 수 있다. 이 이종 금속 접촉 부식 방지의 관점에서 가장 좋은 것은 순Zn 도금 피막이다.

도금 방법에 대해서는 본 발명에서는 제한하는 것은 아니고, 기존의 습식, 건식 도금을 이용하는 것이 가능하다. 특히 아연 도금에 있어서는 전기 도금이나 용해 도금, 용해 도금 후 합금화 처리를 행하는 방법 등이 권장된다.

(인산염 피막)

다음에 또 하나의 억제층으로서의 인산염 피막에 대해서 이하에 설명한다. 전술한 바와 같이 인산염 피막은 핀홀을 통해서 혹은 본 발명에 있어서의 특정 범위의 Zn 또는 Zn 합금 피막의 공존하에 있어서, 전기 저항에 의해 피막이 파괴되어 강재와 알루미늄재를 전기적으로 도통시켜, 스폿 용접 시에 접합체의 계면 반응층의 형성 면적이나 두께 분포를 제어할 수 있다. 단, 스폿 용접의 접합부에 있어서, 강재와 알루미늄재를 전기적으로 도통시키기 위해서는 접합부로부터 인산염 피막을 완전히 없앨 필요는 없다. 바꿔 말하면 강재와 알루미늄재가 전기적으로 도통하면 스폿 용접의 접합부에 있어서, 인산염 피막이 잔류되어 있어도 된다.

또한, 인산염 피막은 또한, 전술한 바와 같이 스폿 용접 후는 피막 파괴된 스폿 용접부의 부분만을 제외하고, 강재와 알루미늄재의 사이에 광범위하게 혹은 전면적으로 개재되어 부식 환경을 차단하고, 이종 금속 접촉 부식을 억제하는 기능을 갖는다.

이 인산염 피막은 상기 작용 효과뿐만 아니라, 실용성의 점에서도 선택 의의가 있다. 예를 들어 박막이기만 하면 인산염 피막에 한하지 않고, 인산염 이외의 피막이라도 그 핀홀을 통해서 혹은 전기 저항에 의해 피막이 파괴되어 강재와 알루미늄재를 전기적으로 도통시키는 것이 가능할 것 같다. 그러나 본 발명이 대상으로 하는 스폿 용접에 의한 이종 부재 접합체는 패널 등으로서, 대표적으로는 현행의 자동차의 차체 제조 라인에서 사용(제조) 되고 또한, 강재나 알루미늄재에 실시되는 인산염 처리도 이 자동차의 차체 도장의 바탕 처리로서 상기 자동차의 차체 제조 라인에서 사용되고 있는 실적이 있다. 이 점, 인산염 피막은 강재와 알루미늄재의 사이에 광범위하게 혹은 전면적으로 개재되어도 가공성이나 도장성 등의 이종 부재 접합체에 요구되는 다른 제 특성을 저해하지 않는, 다른 피막에는 없는 이점이 있다. 또한, 인산염 처리는 스폿 용접도 포함하여, 상기한 자동차의 차체 제조 라인 등, 현행의 설비나 장치, 조건 내에서 실시할 수 있는, 다른 피막에는 없는 이점이 있다. 또한, 인산염 피막(처리)은 상기 도장의 바탕 처리로서 이종 부재 접합체의 도막 밀착성 등 도장성을 향상시킬 수 있다.

(인산염 피막을 형성하는 측)

본 발명에서는 강재와 알루미늄재의 서로의 접합면 간(어느 한쪽의 접합면 표면)에 인산염 피막을 형성 후에 스폿 접합을 실시한다. 이종 부재 접합체의 접합 강도를 높이기 위해서는 강재측 표면에 인산염 피막을 형성하고, 또한 강재측 표면에 설치한 상기 Zn 또는 Zn 합금 피막의 표면에 인산염 피막을 형성하는 것이 바람직하다.

단, 알루미늄재는 강재에 비해서 인산염 처리성이 낮다고 하는 문제가 있어 이종 부재 접합체를 인산염 처리했을 경우에도 알루미늄재측에 이 문제가 발생한다. 그러나 본 발명과 같이, 이종 부재 접합체의 적어도 알루미늄재측에 미리 인산염 처리를 실시하여 인산염 피막을 형성해 두면 알루미늄재측도 강재측과 마찬가지로, 도장의 바탕 처리로서 인산염 처리성을 향상할 수 있는 이점도 있다. 이때, 이종 부재 접합체의 알루미늄재측 뿐만 아니라, 강재측에도 미리 인산염 처리를 실시하여 인산염 피막을 형성해 두면 자동차의 차체 제조 라인에서의 도장의 바탕 처리로서 인산염 처리를 생략할 수 있는 이점도 있다.

(인산염 피막의 두께)

형성하는 인산염 피막의 평균 두께는 바람직하게는 0.1 내지 5㎛의 범위로 한다. 이 범위에서 상기 인산염 피막의 작용을 양호하게 발휘할 수 있다. 인산염 피막의 두께가 0.1㎛ 미만으로 지나치게 얇으면 거시적인 피막 결함이 많이 발생하고, 부식 환경을 충분히 차단할 수 없고, 이종 금속 접촉 부식을 억제할 수 없는등, 상기한 인산염 피막의 효과를 발휘할 수 없게 된다. 한편, 인산염 피막의 두께를 5㎛를 초과해서 두껍게 할 필요는 없다. 더 이상 인산염 피막의 두께를 두껍게 하면 스폿 용접 시의 전기 저항이 과대가 되어 금속재료의 비산의 발생이 심해지고 특히, 알루미늄재 접합부의 판 두께 감소가 커져서 접합 강도가 오히려 저하한다. 또한, 인산염 피막을 파괴하기 어려워져 스폿 용접부에서 강재와 알루미늄재를 전기적으로 도통시키기 어려워진다.

인산염 피막의 평균 두께는 인산염 처리해서 피막 형성 후에 자연 건조시킨 강재와 알루미늄재로부터 채취한 시료 단면을 수지로 채우고, 연마한 시료를 그 인산염 피막 단면의 판 두께 방향의 2000배, 또는 10000배의 시야로 SEM(주사형 전자 현미경) 관찰에 의해 3점 두께를 측정하고, 부위가 다른 5개소 정도의 관찰 결과의 평균으로 구한다.

(인산염의 종류)

인산염의 종류는 자동차용 아연 도금 강판 등의 도장(도막) 바탕 처리로서 가장 범용되고 있는, 인산 아연 등, 아연을 주성분으로 하는 인산 아연 피막인 것이, 피막 형성(처리)의 용이함 등으로부터 바람직하다. 이 인산 아연 피막의 결정성이나 배향성 등을 제어하기 위하여 아연(Zn) 이외에, Fe, Ni, Mn, Ca 등을 함유 시켜도 좋고, 그 목적에 따라 Ni를 첨가하는 것이 권장된다. 또한, 인산 아연의 피막 구조는 호파이트라도 호스피라이트라도 이들의 혼합구조라도 좋다. 인산염 피막으로서는 이 인산 아연 이외에도 공지의 인산염 처리인, 인산 칼슘, 인산철, 인산 망간 등이, 이들 단독, 혹은 혼합, 복합되어서 이용할 수 있다.

(인산염 피막의 형성 방법)

인산염 피막의 형성방법으로서는 상기한 도장 바탕 처리와 같은 공지의 방법을 채용할 수 있다. 즉, 아연, 칼슘, 철, 망간 등의 염이 되는 금속이나 Mg 등을 첨가한 인산 수용액에 강재 혹은 알루미늄재를 침지 처리한다. 인산 수용액의 농도나 온도, 침지 시간 등의 침지 조건은 상기한 인산염 피막의 평균 두께가 되도록 조정한다.

(인산염 피막의 희생 방식 작용)

인산염 피막은 전술한 바와 같이 부식 환경을 차단하고, 이종 금속 접촉 부식을 억제하는 기능을 갖는데 핀홀이 존재하기 때문에 완전히는 수분이나 산소 등의 부식 환경을 차단할 수 없다. 이에 대해 접합되는 강재와 알루미늄재의 서로의 접합면 간에 억제층으로서 또 하나 Zn 또는 Zn 합금 피막을 미리 설치했을 경우에는 상기 핀홀을 통해서 알루미늄 합금이 우선적으로 부식되는 것을 경감한다. 따라서 Zn 또는 Zn 합금 피막의 이러한 전위차를 작게 하는 효과에 의해 이종 금속 접촉 부식이 억제된다.

인산염 피막의 이종 금속 접촉 부식 억제 효과는 인산염 피막 중에 Mg을 포함하는 등의 인산염 피막 자체의 희생 방식 작용을 강화함으로써 한층 높아진다. 이 인산염 피막의 희생 방식 작용을 강화하기 위해서는 인산염 피막 중에 0.01 내지 10질량%의 Mg을 포함하는 것이 바람직하다. 피막 중의 Mg 함유량이 0.01질량% 미만으로 지나치게 적을 경우에는 Mg의 효과를 발휘할 수 없다. 한편, 피막 중의 Mg 함유량을 10질량%를 초과해서 함유시키는 것은 곤란하다. 따라서 인산염 피막 중에 선택적으로 포함할 경우의 Mg 함유량은 0.01 내지 10질량%의 범위로 한다.

인산염 피막 중의 Mg 함유량은 상기 인산염 피막의 두께 측정과 마찬가지로, 인산염 처리해서 피막 형성 후에 자연 건조시킨 강재와 알루미늄재로부터 채취한 시료 단면을 수지로 채우고, 연마한 시료를 형광 X선으로 인산염 피막 중의 Mg 강도를 구하여 질량%로 환산한다. 그리고, 부위가 다른 5개소 정도의 측정 결과의 평균으로 구한다.

(계면 반응층)

본 발명에서는 이종 부재 접합체 계면 반응층의 두께가 0.5 내지 5㎛인 부분의 면적이 알루미늄재의 판 두께(t₂)와의 관계에서 10×t₂ ^{0 .5}mm² 이상인 것으로 한다. 이 최적 두께의 계면 반응층의 면적규정은 계면 반응층이 얇을(없는)수록 좋다고하는 종래의 상식과는 달리 최적 범위로 제어하는 것으로서, 지향하는 방향으로서는 오히려 적극적으로 존재시키는 방향이기도 한다. 그리고, 접합 강도 향상을 위하여 최적 두께 범위의 계면 반응층을 대면적으로 형성한, 바꿔 말하면 광범위하게 존재시킨다고 하는 기술 사상에 기초한다.

따라서 이 계면 반응층의 두께가 0.5 내지 5㎛인 부분의 면적이 알루미늄재의 판 두께(t₂)와의 관계에서 10×t₂ ^{0 .5}mm² 미만, 보다 엄격하게는 50×t₂ ^{0 .5}mm² 미만에서는 최적 두께 범위의 계면 반응층이 광범위하게 되지 않아 오히려 접합 강도가 저하한다. 계면 반응층의 두께가 0.5㎛ 미만의 부분에서는 강-알루미늄의 확산이 불충분하게 되어, 접합 강도가 낮아진다. 반대로 계면 반응층의 두께가 두꺼울수록 취약해져 특히 계면 반응층의 두께가 5㎛를 초과하는 부분에서는 취약해져 접합 강도가 낮아진다. 이로 인해 이러한 계면 반응층의 면적이 커질수록 접합부 전체로서의 접합 강도가 낮아진다.

따라서 접합부 전체로서의 접합 강도를 높이기 위해서는 계면 반응층의 두께가 0.5 내지 5㎛인 부분의 면적이 알루미늄재의 판 두께(t₂)와의 관계에서 10×t₂ ^0.5mm² 이상, 바람직하게는 50×t₂ ^{0 .5}mm² 이상 필요하다.

또한, 전극 팁에 일반적으로 이용되는 돔형의 팁을 이용했을 경우, 중심부가 가장 두꺼운 계면 반응층이 되고, 중심에서 벗어날수록 계면 반응층의 두께가 저감한다. 따라서 이 중심부의 계면 반응층의 두께는 5㎛를 초과해도 상관없다. 이 계면 반응층의 두께는 강재-알루미늄재가 접합하고 있는 계면의 면적의 알루미늄재측의 2000배의 화상 해석이나 SEM 관찰에 의해 측정할 수 있다.

(스폿 용접)

이종 접합체를 얻기 위한 스폿 용접 방법의 각 요건을 이하에 설명한다. 도3에 이종 접합체를 얻기 위한, 전제가 되는 스폿 용접의 일형태를 예시한다. 본 발명 스폿 용접 방법의 기본적인 형태는 통상의 스폿 용접의 형태와 같다. 도3에 있어서, 11은 강판, 12는 알루미늄 합금판, 13은 이종 접합체, 15는 너겟, 17과 18은 전극이다.

본 발명 스폿 용접방법에서는 상기한 판 두께(t₁)의 강재와 판 두께(t₂)의 알루미늄재의 이종 부재 접합체를 스폿 용접에 의해 얻을 때, 이들 접합되는 강재와 알루미늄재의 서로의 접합면 간에 Zn 또는 Zn 합금 피막과 인산염 피막을 미리 설치한 상태로 스폿 용접한다.

(가압력)

이러한 스폿 용접에 있어서, 알루미늄재(12)측의 전극 팁(18)의 선단부 직경을 7mmφ 이상으로 하고 전극 팁(17, 18)에 의한 가압력을 선단부 곡률 반경(Rmm)과 가압력(WkN)과의 관계가 (R×W)^1/3/R>0.05가 되도록 인가한다. 이 가압력도 큰 쪽이 보다 접착제를 밀어낼 수 있기 때문에 바람직하지만 스폿 용접의 능력한계로부터 보면 현실적으로는 10kN까지이다.

점접촉에서의 접촉 면압은 (R×W)^1/3/R에 대략 비례하지만 접합부에 관한 접촉 면압이 과소해서는 접착제의 잔존이 커서 계면 반응층의 성장을 방해하기 때문에 접착제를 외부에 밀어낼만큼의 접촉 면압이 필요해진다. (R×W)^1/3/R가 0.05 이하에서는 인산염 피막이 층으로서 잔존하여 계면 반응층이 성장하지 않는다.

또한, 이러한 비교적 큰 가압력을 인가함으로써 전극 팁 등의 형상에 관계없이 이종 재료간, 전극과 재료간의 전기적 접촉을 안정화시켜서 너겟 내의 용해 금속을 너겟 주변의 미용융부로 지지하여 상기 비교적 큰 너겟 필요 면적과 상기 최적 계면 반응층의 필요 면적을 얻을 수 있다. 또한, 금속재료의 비산의 발생을 억제할 수 있다. 가압력이 지나치게 작으면 이러한 효과를 얻을 수 없다.

(전극 팁)

상기한 최적 범위 두께의 계면 반응층을 광범위하게 형성하기 위해서는 특히 알루미늄재측에 대해서는 선단부 직경은 7mmφ 이상이고 선단부 곡률 반경(R)이 큰 돔형 등의 R형 형상의 팁으로 한다. 또한, 강재측도 마찬가지로 곡률 반경(R)이 큰 쪽이 바람직하지만 스폿 용접의 능력한계로부터 보면 현실적으로는 R은 250mm까지이다.

또한, 전극 형상에 대해서는 규정하는 것은 아니나 전극이, 통전 초기의 전류 효율을 올리기 위하여 바람직하다. 또한, 극성에 대해서도 규정하는 것은 아니나 직류 스폿을 이용하는 경우에는 알루미늄을 양극으로 하고 강을 음극으로 하는 것이 바람직하다.

(전류)

스폿 용접 시의 전류에 대해서는 비교적 큰 너겟 면적과 상기 최적 계면 반응층의 필요 면적을 얻기 위해서는 상기 알루미늄재의 판 두께(t₂)와의 관계에서 15×t₂ ^0.5 내지 30×t₂ ^{0 .5}kA의 전류를 100×t₂ ^{0 .5} 내지 1000×t₂ ^{0 .5}msec 흘리는 공정을 갖고, 이 공정보다 높은 전류의 공정이 존재하지 않는 전류 패턴인 것이 필요하다.

이러한 전류 패턴으로 함으로써 미리 본 발명의 억제층을 형성했을 때에 큰 입열량을 얻을 수 있고, 전술한 바와 같이 강과 알루미늄재의 접합면에 있어서의 계면 반응층을 제어하여 높은 접합 강도를 얻는 것이 가능해진다. 또한, 이종 재료 사이와 전극과 재료 사이의 전기적 접촉을 안정화시켜서 너겟 내의 용해 금속을 너겟 주변의 미용융부로 지지하여 상기 비교적 큰 너겟 필요 면적과 상기 최적 계면 반응층의 필요 면적을 얻을 수 있다. 또한, 금속재료의 비산의 발생을 억제할 수 있다.

전류 패턴의 상기 공정에 있어서, 15×t₂ ^{0 .5}kA 미만 또는 100×t₂ ^{0 .5}msec 미만에서는 표면 처리층 및 알루미늄재의 용융이 광범위하게 행하여지지 않아 최적 범위 두께의 계면 반응층의 면적이 작다. 한편, 30×t₂ ^{0 .5}kA를 초과하는, 혹은 1000×t₂ ^0.5msec를 초과해서는 계면 반응층이 두껍게 성장하기 때문에 최적범위 두께의 계면 반응층의 면적이 작아진다.

이 전류 범위의 공정은 복수 있어도 좋지만 그것들의 합계 시간이 상기 100×t₂ ^0.5 내지 1000×t₂ ^{0 .5}msec의 범위인 것이 중요하다. 또한, 동종 금속 접합에서는는 입열량이 동일하면 가까운 접합 구조를 얻을 수 있지만 강과 알루미늄재의 접합에서는 예를 들어 30×t₂ ^{0 .5}kA 초과이고 100×t₂ ^{0 .5}msec 미만의 전류 패턴이나 15×t₂ ^0.5kA 미만이고 1000×t₂ ^{0 .5}msec 초과의 전류 패턴에서는 최적 범위 두께의 계면 반응층의 면적을 광범위하게 얻을 수 없다. 이 전류 조건의 전후의 공정에 별도의 전류 패턴을 더해서 복수단계의 전류 패턴으로 해도 되나, 계면 반응층이 두껍게 성장해버리기 때문에 이 공정보다 높은 전류의 공정이 존재하지 않는 것이 필요하다.

또한, 바람직한 전류 패턴으로서 1×t₂ ^{0 .5} 내지 10×t₂ ^{0 .5}kA의 전류를 100×t₂ ^0.5 내지 1000×t₂ ^{0 .5}msec 흘리는 공정을 추가하여 너겟의 균열을 억제하는 것이 바람직하다.

[실시예]

강재로서 시판의 590MPa급의 고장력 강판과 알루미늄재로서 시판의 A6061(6000계) 알루미늄 합금판을 겹친 상태에서 스폿 용접을 행하여 이종 부재 접합체를 제작하고, 접합 강도 내식성을 평가하였다. 결과를 표6, 7에 도시한다.

상기 고장력 강판의 접합면측에는 미리, 용융 순Zn 도금을 평균 두께 10㎛로 실시하고, 거기에 다시 Mg을 1.0질량% 함유시킨 인산염 피막을 평균 두께 2㎛로 실시하였다.

표6은 알루미늄판의 판 두께가 1mm, 표7은 알루미늄판의 판 두께가 2mm의 경우를 나타낸다. 표6, 7에서는 강판의 접합면측의 도금 조건이나 인산염 피막 조건은 일정한 것으로 하고 스폿 용접에 있어서의 전극 조건이나 전류 조건을 다양하게 변화시켜 이종 부재 접합체를 제작하고 있다.

또한, 스폿 용접에 있어서의 전극 조건이나 전류 조건은 일정한 것으로 하고 강판이나 알루미늄 합금판의 접합면측의 도금 조건이나 인산염 피막 조건을 다양하게 변화시킨, 강판과 알루미늄판과의 이종 부재 접합체를 제작한 결과도 표8에 도시한다.

(사용 소재)

소재로서 고장력 강판은 판 두께 1mm이고 0.07질량%C-1.8질량%Mn을 포함하는 조성의 것, A6061 알루미늄 합금판은 판 두께 1mm와 2mm의 것을 각각 준비하고, 이들 강판, 알루미늄 합금판 모두 JIS A 3137에 기재된 십자 인장 시험편 형상으로 가공하고, 스폿 용접을 행하였다.

(Zn 또는 Zn 합금 피막 : 도금 피막)

강재에 전기 도금을 실시하는 경우에는 공통되게 10%황산에서 5분의 산세·활성화하는 전처리를 행한 후, 각종 전기 도금을 행하였다. Zn 전기 도금에서는 황산아연 400g/1, 황산알루미늄 30g/1, 염화나트륨 15g/1, 붕산 30g/1에 황산을 첨가해서 pH를 3으로 한 욕에서 20A/dm²의 전류를 흘림으로써 순Zn 도금을 10㎛ 실시하였다. 이것을 Zn-10질량% Ni 합금 도금으로 할 경우에는 순Zn 도금의 아연 도금 욕에 황산 니켈, 염화 니켈을 첨가한 욕에서 10A/dm²의 전류를 흘림으로써 Zn-10질량% Ni 도금을 10㎛ 실시하였다. 또한, 비교예로서의 순Ni 도금은 와트욕을 이용해서 10A/dm²의 전류를 흘림으로써 10㎛ 실시하였다.

용해 도금은 강재에만 행하고, 각종 용해 금속을 이용해서 Zn 도금, Zn-Fe 도금(Fe량 5, 10, 12, 16의 각 질량%)을 각각 10㎛ 실시하였다. 용융 Zn 도금에서는 온도, 인상 온도를 변화시킴으로써 막 두께를 1, 3, 10, 15, 19, 20㎛로 조정하였다. 비교예로서 용융 Al-10% Si 합금 도금도 강재에 실시하였다.

알루미늄재에 도금을 실시하는 경우에는 10%초산에서 30초 산세하고, 수산화 나트륨 500g/1, 산화아연 100g/l, 염화 제2철 1g/1, 롯셀염 10g/1의 처리액 중에서 30초 아연치환 처리 혹은 전기 도금을 행하였다. 또한, 그 아연 도금 욕에 황산 니켈, 염화 니켈을 첨가한 욕에서 10A/dm²의 전류를 흘림으로써 Zn-10% Ni 도금을 10㎛ 실시하였다.

도금 피막의 막 두께는 전술한 바와 같이 도금 후 자연 건조시킨 샘플을 절단하고, 수지로 채우고, 연마를 하고, 스폿 용접 전의 도금 계면의 SEM 관찰을 행하였다. SEM 관찰은 2000배의 시야로 3점 두께를 측정하고, 부위가 다른 5개소 정도의 관찰 결과의 평균으로 구하였다.

(인산염 피막)

인산염 피막은 Zn 이온 1g/1, 인산 이온 15g/1, Ni 이온 (2g)/1, F 이온 0.2g/l, Mg 이온 0 내지 30g/1, 의 각 농도의 40℃의 수용액에 강재 혹은 알루미늄재를 침지 처리해서 형성하였다. 인산염 피막 중의 Mg 함유량은 상기 수용액 중의 Mg 이온량으로 조정하고, 인산염 피막 두께는 침지 시간을 1 내지 300초의 사이에서 변화시켜 조정하였다.

인산염 피막의 평균 두께는 전술한 바와 같이 인산염 처리후 자연 건조시킨 샘플을 절단하고, 수지로 채우고, 연마한 시료를 스폿 용접 전의 인산염 피막 단면(계면)의 판 두께 방향의 2000배의 시야로 SEM 관찰에 의해 3점 두께를 측정하고, 부위가 다른 5개소 정도의 관찰 결과의 평균으로 구하였다.

인산염 피막 중의 Mg 함유량은 상기 인산염 피막의 평균 두께 측정용의 연마 시료를 형광 X선 분석하여 인산염 피막 중의 Mg 강도를 구하고, 질량%로 환산하였다. 그리고, 부위가 다른 5개소 정도의 측정 결과의 평균으로 구하였다.

(스폿 용접)

스폿 용접은 직류 저항 용접 시험기를 이용하고, Cu-Cr 합금으로 이루어지는 돔형의 전극을 이용하고, 양극을 알루미늄, 음극을 강으로 하여서 접합하였다. 표6, 7에서는 표6, 7에 나타내는 전극 팁 조건[선단부 직경, 선단부 곡률 반경(R), 가압력(W)과 (R×W)^1/3/R], 전류 패턴[용접 공정1과 2의 용접 전류, 용접 시간]으로 용접을 행하여 이종 부재 접합체의 십자 인장 시험체를 제작하였다.

이때, 표6, 7의 각 발명예는 알루미늄재측의 전극 팁의 선단부 직경을 7mmφ 이상으로 하고 전극 팁에 의한 가압력을 선단부 곡률 반경(Rmm)과 가압력(WkN)과의 관계가 (R×W)^1/3/R가 되도록 인가하고, 또한 15×t₂ ^{0 .5} 내지 30×t₂ ^{0 .5}kA의 전류를 100×t₂ ^{0 .5} 내지 1000×t₂ ^{0 .5}msec 흘리는 공정을 갖는 전류 패턴으로 스폿 용접하였다. 본시험에서는 전극 팁은 강측, 알루미늄재측에서 동일 형상의 것을 이용하였다.

또한, 표8에서는 각 예와도 공통되게 표6의 N으로 나타내는 발명예의 스폿 용접 조건을 일정하게 하여 용접을 행하여 십자 인장 시험체를 제작하였다.

이들 각 조건에 대해서 접합 강도 평가용으로 10체, 접합 계면 평가용으로 3체 제작하였다.

(계면 반응층의 두께 측정)

계면 반응층의 두께 측정은 스폿 용접 후의 샘플을 용접부의 중앙에서 절단하고, 수지로 채우고, 연마를 하고, SEM 관찰을 행하였다. 층의 두께가 1㎛ 이상의 경우에는 2000배의 시야로 1㎛ 미만의 경우에는 10000배의 시야로 계측하였다. 또한, 여기에서의 계면 반응층이란 Fe와 A1을 양쪽 포함하는 화합물층을 가리키고, EDX에 의해 Fe와 A1이 모두 1wt% 이상 검출되는 층을 말한다. 즉, Fe와 A1이 모두 1wt% 이상 검출되지 않는 층은 도금층이나 잔류 접착제로 하고 계면 반응층으로 하지 않았다.

또한, 본시험에서는 중심부가 가장 계면 반응층이 두껍고, 단부(주연부)일수록 계면 반응층이 얇게 되어 있었기 때문에 10㎛를 초과하는 두께의 계면 반응층의 직경, 0.5㎛ 이상의 두께의 계면 반응층의 직경을 구하여 면적으로 환산하였다. 측정은 3체의 접합체에 대해서 행하고, 직교한 2방향의 너겟 직경을 측정하여 평균화하였다.

(이종 금속 접촉 부식제 평가)

또한, 각종 조건으로 접합한 각 이종 부재 접합체에 대하여 도장한 상태에서 이종 금속 접촉 부식제 평가시험을 행하였다. 각 이종 부재 접합체는 채취한 시험편의 알칼리 탈지를 행하고, 수세 후, 니혼페인트사제의 서프 파인 5N-10의 0.1% 수용액을 이용해서 30초 표면 조정 처리를 행하였다. 그 후, 아연 이온 1.0g/l, 니켈 이온 1.0g/1, 망간 이온 0.8g/1, 인산 이온 15.0g/1, 초산 이온 6.0g/1, 아초산 이온 0.12g/1, 토너값 2.5pt, 전산도 22pt, 유리산도 0.3 내지 0.5pt, 50℃의 욕에서 2분 인산 아연 처리를 행하였다. 그 후, 양이온 전착 도료(니혼페인트사제 파워탑 V50 그레이)에 의해 도장하고, 170℃ 25분 베이킹하여 30㎛의 도장 피막을 형성하였다.

그 후, 이들 도장 이종 부재 접합체 시험편의 복합 부식 시험을 행하여 이종 금속 접촉 부식 방지성의 평가를 행하였다. 부식 시험은 A : 염수 분무(35℃, 5% NaC1) 2hr, B : 건조(60℃, 20-30% RH) 4hr, C : 습윤(50℃, 95% RH 이상) 2hr를 1사이클로 하는 시험을 소정 사이클 수 행하였다. 5체의 도장 이종 부재 접합체 시험편은 45사이클로 하고 다른 5체의 도장 이종 부재 접합체 시험편은 90사이클로 하였다.

(접합 강도평가)

도장 이종 부재 접합체 시험편의 접합 강도의 평가는 상기 복합 부식 시험 후의 스폿 접합의 강도를 측정하기 위하여 상기 45사이클과 90사이클과의 복합 부식 시험 후의 각 5체의 십자 인장 시험을 각각 실시하고, 평균화하였다.

십자 인장 시험의 결과 접합 강도가 1.5kN 이상 또는 파단 형태가 알루미늄 모재 파단이면 ◎, 접합 강도가 0.8 내지 1.0kN이면 ○, 접합 강도가 0.5 내지 0.8kN이면 △, 접합 강도가 0.5kN 미만이면 ×로 하였다. 여기서 상기 부식 시험 후의 접합 강도가 0.8kN(○) 이상이 아니면 자동차 등의 구조재용으로서는 사용할 수 없다.

(표6, 7의 결과)

표6, 7로부터 알 수 있는 바와 같이, 바람직한 범위로 스폿 접합된 발명예I 내지 P의 이종 부재 접합체는 내식성이 매우 높고, 상기 복합 부식 시험 후의 스폿 접합의 강도가 높은 것을 알 수 있다. 이것은 접합면 간에 설치된 용융 아연 도금과 인산염 피막의 효과이다.

이에 대해 바람직한 범위를 벗어나서 스폿 접합된 비교예A 내지 H에서는 원래의 스폿 용접 시의 접합 강도가 낮기 때문에 상기 복합 부식 시험 후의 접합 강도도 낮다. 비교예A 내지 C에서는 전극 팁의 선단부 직경이 작고, 선단부 곡률 반경과의 관계에서 가압력이 낮은 등, 바람직한 스폿 접합 조건 범위를 충족시키지 않는다. 또한, 비교예D 내지 H는 전류 조건도 본 발명의 범위를 만족시키지 않는다.

비교예A 내지 G는 용접 공정2를 행하고 있는 비교예H를 제외하고, 용접 공정1만으로, 용접 공정2를 행하지 않고 스폿 접합하고 있다. 이 중, 비교예A는 전극 팁의 선단부 직경이 지나치게 작다. 비교예B, 비교예C는 선단부 곡률 반경과의 관계에서 가압력이 지나치게 낮다.

또한, 비교예D는 용접 공정1의 용접 전류가 알루미늄재의 판 두께와의 관계에서 지나치게 낮다. 비교예E는 용접 공정1의 용접 시간이 알루미늄재의 판 두께와의 관계에서 지나치게 짧다. 비교예F는 용접 공정1의 용접 전류가 알루미늄재의 판 두께와의 관계에서 지나치게 높다. 비교예G은 용접 공정1의 용접 시간이 알루미늄재의 판 두께와의 관계에서 지나치게 길다. 비교예H는 용접 공정1보다도 현저하게 높은 전류를 흘리는 용접 공정2이 존재한다.

즉, 발명예I 내지 P는 스폿 용접에 있어서, 알루미늄재측의 전극 팁의 선단부 직경을 7mmφ 이상으로 하고 전극 팁에 의한 가압력을 선단부 곡률 반경(Rmm)과 가압력(WkN)의 관계가 (R×W)^1/3/R>0.05가 되도록 인가하고, 또한 15×t₂ ^{0 .5} 내지 30×t₂ ^0.5kA의 전류를 100×t₂ ^{0 .5} 내지 1000×t₂ ^{0 .5}msec 흘리는, 바람직한 용접 공정1로서 스폿 용접하고 있다. 또한, 발명예I, K는 이 용접 공정1만으로, 용접 공정2를 행하지 않고 스폿 접합하고 있다. 이로 인해 각 발명예는 최적 두께의 계면 반응층으로 제어되어 있어 접합 강도가 높다.

이들 발명예 중, 상기 용접 공정1을 갖는 동시에 이 용접 공정1보다 높은 전류를 흘리는 용접 공정이 존재하지 않는 전류 패턴으로 스폿 용접하고 있는 발명예N, O, P는 후의 용접 공정2가 1×t₂ ^{0 .5} 내지 10×t₂ ^{0 .5}kA의 전류를 100×t₂ ^{0 .5} 내지 1000×t₂ ^{0 .5}msec 흘리는 바람직한 조건인 것도 있어 가장 접합 강도가 높다.

이에 대해 이 용접 공정1보다 높은 전류를 흘리는 용접 공정2가 존재하는 전류 패턴으로 스폿 용접하고 있는 발명예L은 상기 발명예N, O, P보다도 접합 강도가 낮다.

(표8의 결과)

표8로부터 알 수 있는 바와 같이, 도금이 없는 비교예1, 2, 인산염 피막이 없는 비교예1, 8, 12는 스폿 용접 시에 최적 두께의 계면 반응층이 형성되어 있는데도 불구하고, 내식성이 뒤떨어지기 때문에 상기 복합 부식 시험 후의 접합 강도가 낮게 되어 있다.

금속 피막 조건(종류와 융점)이 범위로부터 벗어나는 비교예3, 4, 14는 최적 두께의 계면 반응층이 대부분 형성되어 있지 않다. 따라서 원래의 스폿 용접 시의 접합 강도가 낮기 때문에 상기 복합 부식 시험 후의 접합 강도도 낮다.

Zn 또는 Zn 합금 피막이 아닌, Al-10% Si 합금 도금의 비교예7은 적당한 두께의 계면 반응층이 형성되어 있는데도 불구하고, 내식성이 뒤떨어지기 때문에 상기 복합 부식 시험 후의 접합 강도가 모두 낮게 되어 있다.

한편, Zn 또는 Zn 합금 피막이라 하더라도 도금 두께가 지나치게 얇은 비교예15, 지나치게 두꺼운 비교예19도 순아연 도금이면서도 최적 두께의 계면 반응층이 형성되어 있지 않다. 따라서 원래의 스폿 용접 시의 접합 강도가 낮기 때문에 상기 복합 부식 시험 후의 접합 강도도 낮다.

또한, 또는 Zn 합금 피막이라 하더라도 인산염 피막이 지나치게 얇은 비교예20에서는 스폿 용접 시에 최적 두께의 계면 반응층이 형성되어 있음에도 불구하고, 내식성이 뒤떨어지기 때문에 상기 복합 부식 시험 후의 접합 강도가 낮게 되어 있다. 반대로, 인산염 피막이 지나치게 두꺼운 비교예23에도 최적 두께의 계면 반응층이 형성되어 있지 않다. 따라서 원래의 스폿 용접 시의 접합 강도가 낮기 때문에 상기 복합 부식 시험 후의 접합 강도도 낮다.

이에 대해 인산염 피막을 갖고, 도금 조건(융점, 성분)이 범위 내인 발명예5, 6, 9 내지 11, 13, 16 내지 18, 21, 22, 24 내지 27은 최적 두께의 계면 반응층이 제어되어 있는데다가 내식성이 매우 높기 때문에 상기 복합 부식 시험 후의 스폿 접합의 강도가 높은 것을 알 수 있다. 이것은 접합면 간에 설치된 용융 아연 도금과 인산염 피막의 효과이다.

이 중, 순아연 도금을 실시한 발명예 중 5, 6, 9, 17, 21, 24 내지 27은 최적 두께의 계면 반응층의 면적이 50×t₂ ^{0 .5}mm² 이상으로 대단히 넓은 면적에 제어되어 있는 것을 알 수 있다. 또한, 순아연 도금의 막 두께가 5 내지 15㎛이고 또한 인산염 피막의 Mg 함유량이 0.1질량% 이상, 막 두께가 1㎛ 이상인 발명예5, 6, 9, 17, 22, 26, 27은 내식성도 매우 높기 때문에 상기 복합 부식 시험 후의 스폿 접합의 강도가 높은 것을 알 수 있다. 이 결과로부터 도금을 본 발명의 성분, 융점, 막 두께로 제어함으로써 최적 두께의 계면 반응층으로 제어되어, 높은 접합 강도와 내식성을 얻을 수 있는 것을 알 수 있다.

이상의 실시예의 결과로부터 이종 부재 접합체의 접합 강도를 높이는 동시에 접촉 부식과 그것에 의한 접합 강도의 저하를 억제할 수 있는 본 발명에서 규정하는 각 요건의 임계적인 의의를 알 수 있다.

[4]

(이종 부재 접합체)

도4에 본 발명의 일 실시 형태에서 규정하는 이종 부재 접합체(접합부)를 단면도로 도시한다. 도4에 있어서, 23이 아연 도금 강재(아연 도금 강판)(21)와 알루미늄재(알루미늄 합금판)(22)를 스폿 용접으로 접합한 이종 부재 접합체이다. 24는 강재(21) 표면의 아연 도금 피막 혹은 산화 피막이다.

접합부 중앙의 25는 스폿 용접에 있어서의 접합 계면(계면 반응층)(26)을 갖는 너겟으로, 도면 중에 수평 방향으로 화살표로서 나타내는 너겟 직경을 갖는다. 또한, 이 너겟(25)은 S로 표시되는 알루미늄재측의 접합 계면에 있어서 평면 방향(도의 좌우 방향)에 차지하는 면적[이하, 단순히 너겟 면적(S)라 한다]을 갖는다.

t₁은 아연 도금 강재(21)의 판 두께, t₂는 알루미늄재(22)의 판 두께, Δt는 스폿 용접에 의한 접합 후의 알루미늄재의 최소 잔존 판 두께를 나타낸다. 29는 너겟 주위의 코로나 본드부이다.

또한, 이 도4는 너겟 직경을 확보하면서 금속재료의 비산의 발생을 억제해서 알루미늄재의 최소 잔존 판 두께를 유지하고, 또한 강재의 용융을 최소한으로 억제한 접합 상태를 도시하고 있고, 본 발명의 접합체도 이 도와 같은 접합 상태가 된다.

이하에 본 발명의 각 요건의 한정 이유와 그 작용에 대해서 설명한다.

(아연 도금 강재의 판 두께)

본 발명에서는 접합하는 아연 도금 강재의 판 두께(t₁)는 0.3 내지 3.0mm의 범위로부터 알루미늄재측의 판 두께에 따라, 비교적 두꺼운 판 두께를 선택하는 것이 필요하다. 단일 강재의 판 두께를 두껍게 하거나, 혹은 강재끼리를 직접 겹치는 등 하여서 강재(21)측의 판 두께를 두껍게 함으로써 스폿 용접 조건에 있어서의 전류치 혹은 통전 시간을 증가시키지 않더라도 강재의 저항 발열에 의한 입열이 증대한다. 또한, 너겟의 반경 방향의 입열 분포도 변화되어 이들의 복합 효과에 의해 알루미늄재(22)의 잔존 판 두께(Δt)의 감소를 방지하면서 너겟 단부측의 온도 증대도 일어나기 쉬워진다. 이로 인해 너겟(25)과 접하는 접합 계면부(코로나 본드부)(29)의 아연 도금 유래의 Zn층(30)의 용융 배출이 효과적으로 행해진다. 이 결과 아연 도금에 유래해서 생성되는 특유의 취약한 Zn-Fe계 화합물층이 억제되고 또한, 잔존 Zn층(30)의 비율도 저하한다. 이로 인해 강재(21)와 알루미늄재(22)의 직접 접합 영역이 증대하여 접합 강도가 높아진다.

또한, 강재의 판 두께(t₁)가 0.3mm 미만의 경우, 상기한 구조부재나 구조 재료로서 필요한 강도나 강성을 확보할 수 없어 적절하지 않다. 또한, 게다가, 스폿 용접에 의한 가압에 의해 강재의 변형이 커서 산화 피막이 용이하게 파괴되기 때문에 알루미늄과의 반응이 촉진된다. 그 결과 금속간 화합물이 형성되기 쉬워진다. 한편, 3.0mm를 넘는 경우에는 상기한 구조 부재나 구조 재료로서는 다른 접합 수단이 채용되기 때문에 스폿 용접을 행하여 접합할 필요성이 적다. 이로 인해 강재의 판 두께(t₁)를 3.0mm를 초과해서 두껍게 할 필요성은 없다.

(강재와 알루미늄재의 판 두께비)

여기서 보다 접합 강도를 높게 하기 위하여 도4에 있어서의 강재(21)와 알루미늄재(22)의 판 두께비(t₁/t₂)가 1 이상인 것이 바람직하다. 강재(21)측의 판 두께를 두껍게 함으로써 스폿 용접 조건에 있어서의 입열량을 증가하지 않더라도, 강재의 저항 발열에 의한 입열이 증대한다. 또한, 너겟의 반경 방향의 입열 분포도 변화되어, 전술한 바와 같이 이들의 복합 효과에 의해 강재(21)와 알루미늄재(22)의 직접 접합 영역이 증대하고, 이에 의해 본 발명의 바람직한 조건인, 너겟(25)과 접하는 접합 계면부에 있어서의 Zn층(30)의 합계 면적(S₄)이, 너겟(25)의 면적(S)의 30% 이하인 것이 보증된다. 이 결과 접합 강도를 높일 수 있다.

이에 대해 도4에 있어서의 강재(21)와 알루미늄재(22)의 판 두께비(t₁/t₂)가 1 미만의 경우, 잔존 Zn층(30)의 비율을 저하시켜, 강재(21)와 알루미늄재(22)의 직접 접합 영역을 증대시키기 위해서는 스폿 용접 조건에 있어서의 입열량을 증대시킬 필요가 있다. 이에 의해 잔존 Zn층(30)의 비율을 저하시킬 수는 있어도 알루미늄재 잔존 판 두께(Δt)의 감소를 방지할 수는 없다. 이 결과 알루미늄재 잔존 판 두께(Δt)가 현저히 감소하고, 그것에 수반하여, 접합 강도가 저하한다.

이 점, 이종 부재 접합부에 있어서의 알루미늄재측의 최소 잔존 판 두께(Δt)가, 원래의 알루미늄재 판 두께(t₂)의 50% 이상인 것이 바람직하다.

(아연 도금 강재)

본 발명에서는 아연 도금층의 평균 두께가 3 내지 19㎛인, 양면 혹은 편면의 아연 도금 강재를 접합체의 대상으로 한다. 또한, 편면의 아연 도금 강재의 경우에 스폿 용접에 의한 접합측에 아연 도금되어 있지 않은 면이 부분적으로 생겨도 된다. 본 발명에서는 아연 도금층 두께가 이보다 얇은, 혹은 아연 도금층이 없는 강재는 대상으로는 하지 않는다.

(아연 도금층)

강재의 아연 도금층 자체는 용해 도금, 전기 도금을 막론하고, 또한, 아연 도금이라도 철과의 합금 도금이라도 좋다. 단, 아연 도금층의 평균 두께는 3 내지 19㎛로 한다. 아연 도금층의 평균 두께가 3㎛ 미만에서는 아연 도금층 자체의 방식 등의 효과를 발휘할 수 없어 표면 처리되지 않은 강재와 별 차이가 없어 의미가 없다. 또한, 아연 도금층의 평균 두께가 19㎛를 초과했을 경우에는 아연 도금에 유래해서 생성되는 취약한 Zn-Fe계 화합물층이나 Zn층의 생성을 억제할 수 없어 이들 면적을 본 발명 규정 범위 내로 억제하는 것이 어렵게 된다. 이 결과 접합 강도가 약해진다.

(강재의 인장 강도)

본 발명에 있어서는 사용하는 강재의 형상이나 재료를 특별히 한정하는 것이 아니고, 구조 부재로 범용되는 혹은 구조 부재 용도로부터 선택된, 강판, 강형재, 강관 등의 적당한 형상, 재료가 사용 가능하다. 단, 구조 부재용으로 고강도의 강재가 요구될 경우에는 강재의 인장 강도가 400MPa 이상인 고장력 강재를 이용하는 것이 바람직하다.

저강도강에서는 일반적으로 저합금강이 많고, 산화 피막이 대부분 철산화물이기 때문에 Fe와 Al의 확산이 용이하게 되어 취약한 금속간 화합물이 형성되기 쉽다. 이 때문에도 인장 강도가 400MPa 이상, 바람직하게는 500MPa 이상인 것이 바람직하다.

본 발명에서는 강재의 성분을 한정하는 것은 아니나, 상기 강재의 강도를 얻기 위해서는 고장력 강(하이텐)인 것이 바람직하다. 또한, 강의 성분적으로는 켄칭성을 높이고, 석출 경화시키기 위하여 C의 이외에 Cr, Mo, Nb, V, Ti 등을 선택적으로 함유하는 강도 적용할 수 있다. Cr, Mo, Nb는 켄칭성을 높여서 강도를 향상시키고, V, Ti는 석출 경화에 의해 강도를 향상시킨다. 그러나 이들 원소의 다량의 첨가는 용접부 주변의 인성을 저하시켜, 너겟 균일이 발생하기 쉬워진다.

이로 인해 강의 성분으로서 기본적으로는 질량%로 C : 0.05 내지 0.5%, Mn : 0.1 내지 2.5%, Si : 0.001 내지 1.5%를 포함하고, 또한, Cr : 0 내지 1%, Mo : 0 내지 0.4%, Nb : 0 내지 0.1%, V : 0 내지 0.1%, Ti : 0 내지 0.1%의 1종 또는 이종 이상을 필요에 따라 선택적으로 함유시키는 것이 바람직하다. 그리고, 이들 강재의 잔량부 조성은 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지는 것이 바람직하다.

(알루미늄재)

본 발명에서 이용하는 알루미늄재는 그 합금의 종류나 형상을 특별히 한정하는 것이 아니고, 각 구조용 부재로서의 요구 특성에 따라, 범용되고 있는 판재, 형재, 단조재, 주조재 등을 적절하게 선택한다. 단, 알루미늄재의 강도에 대해서도 상기 강재의 경우와 마찬가지로, 스폿 용접 시의 가압에 의한 변형을 억제하기 위하여 높은 쪽이 바람직하다. 이 점, 알루미늄 합금 중에서도 강도가 높고, 이런 종류의 구조용 부재로서 범용되고 있는, A5000계, A6000계 등의 사용이 최적이다.

단, 본 발명에서 사용하는 이들 알루미늄재의 판 두께(t₂)는 0.5 내지 4.0mm의 범위로 한다. 알루미늄재의 판 두께(t₂)가 0.5mm 미만의 경우, 구조 재료로서의 강도가 부족하여 부적절한 데다가 너겟 직경을 얻을 수 없고, 알루미늄재료 표면까지 용융이 도달하기 쉬워 금속재료의 비산이 발생하 쉽기 때문에 높은 접합 강도를 얻을 수 없다. 한편, 알루미늄재의 판 두께(t₂)가 4.0mm를 초과하는 경우에는 상기한 강재의 판 두께의 경우와 마찬가지로, 구조 부재나 구조 재료로서는 다른 접합 수단이 채용되기 때문에 스폿 용접을 행하여 접합할 필요성이 적다. 이로 인해 알루미늄재의 판 두께(t₂)를 4.0mm를 초과해서 두껍게 할 필요성은 없다.

(계면 반응층에 있어서의 화합물)

이상의 강재와 알루미늄재의 이종 부재 접합체를 전제로 한 상태에서 본 발명에서는 스폿 용접 후의 이종 부재 접합체에 있어서의[도4의 접합 계면(26)에 있어서의] 금속간 화합물을 규정한다.

본 발명에서 규정하는 금속간 화합물을 이종 부재 접합체 접합부의 너겟 중심에 있어서의 접합 계면(4)의 단면을 각각 도5, 6, 7에 도시한다. 도5는 도6의 접합 계면(26)의 5000배의 SEM 사진을 모식화한 도면이다. 또한, 도7은 동일한 접합 계면(26)의 5000배의 TEM 사진이다. 도6, 7은 후술하는 실시예에 있어서의 발명예8이다.

이들의 도에 각각 도시한 바와 같이, 접합 계면(26)에서는 강재측에 층상의 Al₅Fe₂계 화합물(52)층, 알루미늄재측에는 쐐기 형상(혹은 막대 형상 또는 바늘 형상)의 Al₃Fe계 화합물층을 각각 갖는다.

(본 발명의 화합물층 규정)

도4, 5에 의거하여 설명하면 본 발명에 있어서의 화합물층 규정의 요지는 상기한 아연 도금층이나 판 두께 등의 전제 조건을 갖는 이종 부재 접합체(23)의 접합 계면(26)에 우선, 강재(21)측에 Al₅Fe₂계 화합물층, 알루미늄재(22)측에 Al₃Fe계 화합물층을 각각(52) 갖는다(생성시킨다).

(화합물층의 두께)

도5에 있어서, 이들 접합 계면에 있어서의 2층의 화합물의 층의 너겟 깊이 방향(접합 계면 단면 방향, 도면 중 상하 방향)의 합계의 평균 두께(l)는 강재(21)측의 Al₅Fe₂계 화합물층의 각 측정 포인트에 있어서의 너겟 깊이 방향의 평균 두께(l₂)와 알루미늄재(22)측의 Al₃Fe계 화합물층의 각 측정 포인트에 있어서의 너겟 깊이 방향의 평균 두께(l₁)의 합계이다.

(화합물층 부분의 면적규정-평면 방향)

여기서 우선, 도4를 이용하여 본 발명에 있어서의 평면 방향의 너겟 면적과 접합 계면에 있어서, 일정 두께를 갖는 화합물층 부분의 면적규정의 설명을 행한다. 도4에 도시한 바와 같이, 강재(21)측의 Al₅Fe₂계 화합물층과 알루미늄재(22)측의 Al₃Fe계 화합물층과의 평균 두께[1(1₁+l₂)]가 0.5 내지 10㎛인 화합물층 부분의 알루미늄재(22)측의 접합 계면에 있어서, 평면 방향에 차지하는 합계 면적을 S₁(mm²)로 규정한다. 후술하는 도9, 10에 도시한 바와 같이, 너겟(25)의 알루미늄재(22)측의 접합 계면에 있어서, 평면 방향에 차지하는 너겟 면적을 S(mm²)로 하면 이 일정 두께를 갖는 접합 계면 화합물층 부분의 알루미늄재(22)측의 접합 계면에 있어서, 평면 방향에 차지하는 합계 면적(S₁)의 너겟 면적(S)에 대한 면적 비율이 구할 수 있다. 본 발명에서는 이 합계 면적(S₁)이 너겟 면적(S)의 50% 이상의 비율을 차지하는 것으로 규정한다.

(화합물층 부분의 면적규정-단면 방향)

또한, 도5, 7을 이용하여 본 발명에 있어서의 특히 Zn-Fe계 화합물층의 단면 방향의 면적규정의 설명을 행한다. 도5, 7은 5000배의 SEM에 의한, 상기 Al₅Fe₂계 화합물층과 Al₃Fe계 화합물층의 합계의 평균 두께(l)가 0.5 내지 10㎛인 접합 계면 부분의 단면 관찰 결과를 부분적으로 도시하고 있다.

여기에 있어서, 이들 상기 Al₅Fe₂계 화합물층과 Fe계 화합물층의 2층 중에 각각 포함되는(생성한), Zn-Fe계 화합물층의 단면 방향(도면 중 상하 방향)에 차지하는 합계 면적을 S₃(㎛²)으로 한다. 또한, 이들 2층의 합계의 평균 두께가 0.5 내지 10㎛인 화합물층 부분의 단면 방향에 차지하는 면적을 S₂(㎛²)로 한다. 본 발명에서는 이 Zn-Fe계 화합물층의 합계 면적(S₃)의 이들 3층의 화합물층의 특정 두께 부분의 단면 방향에 차지하는 면적(S₂+S₃)의 10% 이하의 비율인 것으로 규정한다.

(Zn층)

다음에 Zn층에 대해서 설명하면 Zn층은 강재 표면에 있어서의 아연 도금층의 잔존분이다. 이로 인해 Zn층이 잔존할 경우에는 도4에 도시한 바와 같이, 너겟 단부(주연부)의 접합 계면(26)에 존재한다. 이 Zn층은 그 주연부에 존재하는 비교적 두꺼운 아연 도금층과 동등한 두께이거나, 그보다도 얇은 두께로 되어 있다. 이 Zn층이 접합 계면(26)에 잔존하면(잔존하고 있으면), 그 부분은 강재(21)와 알루미늄재(22)가 직접 접합하지 않고 있는 것을 의미한다. 이로 인해 본 발명에서는 너겟과 접하는 접합 계면(26)에 있어서의 Zn층(30)의 평면 방향에 차지하는 합계 면적(S₄)(mm²)이, 상기한 너겟의 평면 방향에 차지하는 면적(S)(mm²)의 30% 이하인 것으로 규정한다. 이 Zn층(30)의 평면 방향에 차지하는 합계 면적(S₄)은 후술하는 너겟 면적(S) 등과 마찬가지로, 알루미늄재(22)측의 접합 계면에 있어서, 평면 방향에 차지하는 면적이다.

(AlFe 계 화합물층)

본 발명에서는 접합 강도를 높이기 위해서는 도5에 있어서의 알루미늄재(22)측의 Al₃Fe계 화합물층의 너겟 중심부에 있어서의 너겟 깊이 방향의 평균 두께(l₁)를 0.5 내지 10㎛의 범위로 하는 것이 바람직하다.

Al₃Fe계 화합물은 알루미늄재(22)측에 형성되는 금속간 화합물 Al₃Fe로서, 도5, 6, 7과 같이, 쐐기 형상의 형상으로 형성된다. 중앙부(너겟 중심부)에서는 개개의 화합물 알갱이의 사이즈(또는 쐐기 형상, 바늘 형상 화합물 알갱이의 길이)이 크고, 너겟의 단부(도5, 6, 7의 좌우 방향)를 향함에 따라, 서서히 두께(알갱이, 바늘의 사이즈와 분포)가 감소한다.

이러한 Al₃Fe계 화합물은 상기 형상에 의한 효과도 포함하여, 쐐기(앵커)효과가 있어 알루미늄재(22)와 Al₅Fe₂계 화합물층과의 밀착성을 향상시켜, 접합 강도를 높인다. 이 효과는 Al₃Fe계 화합물층이 지나치게 얇아서는 발휘되지 않는다. 특히 1₁이 0.20μm 미만에서는 상기 쐐기 효과가 불충분해서 Fe계 화합물층과의 밀착성이 나빠 층간의 파단이 발생하기 쉽고, 평활한 계면에서 파단할 가능성이 있다. 이로 인해 알루미늄재(22)측의 Al₃Fe계 화합물층의 너겟 중심부에 있어서의 너겟 깊이 방향의 평균 두께(l₁)를 0.20㎛ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

한편, Al₃Fe계 화합물층이 지나치게 성장해서 층을 지나치게 두껍게 형성하면 오히려, 개개의 화합물 알갱이가 파괴의 기점이 된다. 특히, 1₁이 10㎛를 초과했을 경우에는 이 경향이 현저해진다. 이로 인해 Al₃Fe계 화합물층의 너겟 중심부에 있어서의 너겟 깊이 방향의 평균 두께(l₁)의 상한은 10㎛ 이하로 하는 것이 바람직하다.

(Al₅Fe₂계 화합물층)

본 발명에서는 접합 강도를 더욱 높이기 위하여 강재(21)측의 금속간 화합물 Al₅Fe₂인, Al₅Fe₂계 화합물층의 너겟 깊이 방향의 평균 두께(l₂)도 0.20 내지 5㎛의 범위인 것이 바람직하다. 이 Al₅Fe₂계 화합물층도 너겟의 단부(도5, 6, 7의 좌우 방향)을 향함에 따라, 서서히 두께(알갱이, 바늘의 사이즈와 분포)가 감소한다. 이 Al₅Fe₂계 화합물층의 평균 두께(l₂)가 이 범위보다 지나치게 얇거나 또한 지나치게 두꺼워도 접합 강도를 저하시킬 가능성이 있고, 그 이유는 상기한 알루미늄재(22)측의 Al₃Fe계 화합물층의 경우와 같다.

(양 화합물층의 면적)

도4에 있어서, 이상에서 설명한 Al₃Fe계 화합물층의 너겟 깊이 방향의 평균 두께(l₁)와 Al₅Fe₂계 화합물층의 너겟 깊이 방향의 평균 두께(l₂)의 합계 평균 두께(l)가 너겟 깊이 방향의 이들 2층의 합계의 평균 두께이다.

본 발명에서는 접합 강도를 높이기 위하여 이 합계 평균 두께(l)가 0.5 내지 10㎛인 부분의 상기 면적(S₁)[알루미늄재(22)측의 접합 계면에 있어서, 평면 방향에 차지하는 면적(S₁)]을 도9에 나타내는 바와 같이, 크게 한다. 즉, 너겟 면적(S)[알루미늄재(22)측의 접합 계면에 있어서, 평면 방향에 차지하는 면적(S), 도4에 기재]의 50% 이상이라고 규정한다.

즉, Al₃Fe계 화합물층과 Al₅Fe₂계 화합물층의 특정 두께 부분의 접합부 계면에 있어서의 평면 방향의 면적(S₁)은 큰 쪽이 접합 강도가 높아진다. 이 면적(S₁)이 도10에 도시하는 바와 같이 작고, 너겟 면적(S)의 50% 미만에서는 동일 강도일 경우, 너겟 면적(S)이 클수록 접합부의 파단 하중(접합 강도)은 저하할 가능성이 높다. 한편, 너겟 면적(S)이 작을 경우에는 접합부는 동일하게 보다 낮은 하중으로 파단되기 쉬워진다.

상기 A1₃Fe계 화합물층과 Al₅Fe₂계 화합물층의 면적(S₁)이 도9에 나타내는 바와 같이 클 경우, 접합력이 높은 접합부(접합 계면) 면적이 충분히 크기 때문에 보다 큰 파단 하중이 된다. 그 결과 접합 계면이 알루미늄 기재보다도 충분히 파단 하중이 높기 때문에 계면이 파단되지 않고 알루미늄재측이 파단되게 된다.

상기한 최적 두께의 계면 반응층의 면적규정은 접합 강도의 관점이기는 하나 알루미늄재측의 화합물층과 강재측의 화합물층을 최적 범위로 제어하는 것이다. 이로 인해 본 발명이 지향하는 방향으로서는 얇을수록 좋다고 하는 종래의 상식과는 달리 오히려 적극적으로 존재시키는 방향이다. 그리고, 접합 강도 향상을 위하여 최적 두께 범위의 계면 반응층을 대면적으로 형성한, 바꿔 말하면 광범위하게 존재시킨다고 하는 기술 사상에 기초한다.

(Zn-Fe계 화합물)

또한, 본 발명에서는 한편으로 화합물 혹은 화합물층으로서는 불순물이며, 접합 강도를 저해하기 때문에 금속간 화합물인 Zn-Fe계 화합물을 규제한다. 구체적으로는 이들 A1₃Fe계 화합물층과 Al₅Fe₂계 화합물층의 2층 중에 각각 포함되는(생성하는) Zn-Fe계 화합물을 규제한다.

도5에 나타나 있는 바와 같이, Al₅Fe₂계 화합물층과 A1₃Fe계 화합물층의 2층 중에 각각 포함되는(생성한), Zn-Fe계 화합물층의 단면 방향(도면 중 상하 방향)에 차지하는 합계 면적(S₃)으로 한다. 또한, 이들 2층의 합계의 평균 두께가 0.5 내지 10㎛인 화합물층 부분의 단면 방향에 차지하는 면적을 S₂로 한다. 본 발명에서는 이 Zn-Fe계 화합물층의 합계 면적(S₃)의 상기 2층의 화합물층의 특정 두께 부분의 단면 방향에 차지하는 면적(S₂)의 10% 이하의 비율인 것으로 규정한다.

취약한 Zn-Fe계 화합물층의 합계의 면적(S₃)이 상기한 면적(S₂)과 이 S₃와의 합계, S₂+S₃의 10%을 넘었을 경우에는 접합부의 접합 강도가 현저하게 저하한다. 또한, Zn-Fe계 화합물은 Fe-Zn계 화합물이라고도 한다.

(Zn 층의 면적)

또한, 본 발명에서는 바람직한 조건으로서 전술한 바와 같이 너겟과 접하는 접합 계면(26)에 있어서의 Zn층(30)의 평면 방향에 차지하는 합계 면적(S₄)이 상기한 너겟의 평면 방향에 차지하는 면적(S)의 30% 이하인 것으로 규정한다.

Zn 층은 전술한 바와 같이 강재 표면에 있어서의 아연 도금층의 잔존분으로, Zn층이 도4에 도시한 바와 같이, 너겟 단부(주연부)의 접합 계면(26)에 잔존할 경우에는 그 부분에서는 강재(21)와 알루미늄재(22)가 직접 접합하고 있지 않다는 것을 의미한다. 이 취약한 Zn층의 합계 면적(S₄)이 상기 관찰되는 평면 방향의 너겟 면적(S)의 30% 을 초과했을 경우에는 접합부의 접합 강도가 현저하게 저하할 가능성이 높다.

너겟과 접하는 접합 계면(26)에 있어서의 Zn층(30)의 평면 방향에 차지하는 합계 면적(S₄)의 측정은 Zn층(30)의 존재하는 각 부위에 있어서의 단면 방향의 200배의 광학 현미경에서의 관찰 결과로부터 도4와 도9에 도시한 바와 같이, Zn층(30)이, 너겟과 접하는 접합 계면(26)에 너겟의 원주 방향에 대칭적으로 존재한다고 가정해서 측정할 수 있다.

(접합 강도와 파단 형태)

본 발명의 경우에 접합 강도가 높을 경우, 접합 계면은 파단되지 않고, 접합부가 플러그 형상으로 파단(Al₃Fe계 화합물층이 존재하는 범위보다 외측에서 알루미늄재가 내부에서 판 두께 방향으로 파단)한다. 바꿔 말하면 이러한 접합부의 파단 형태는 본 발명의 접합 강도의 높이를 나타내고 있다.

한편, 종래와 같이 접합 강도가 낮을 경우, 접합 계면에서 파단되고, Al₅Fe₂계 화합물층과 Al₃Fe계 화합물층의 사이 혹은 어느 쪽인가의 화합물층 내부에서 파단한다. 바꿔 말하면 이러한 접합부의 파단 형태는 접합 강도의 낮음을 의미하고 있다.

(금속간 화합물의 특정 방법)

본 발명에 있어서의 Al₃Fe계 화합물층이나 Al₅Fe₂계 화합물층의 특정은 접합부의 단면을 HAADF-STEM상(5000배 내지 10000배)으로 EDX(Energy Dispersive X-ray spectroscopy) 점분석에 의한 반정량 분석을 실시해서 동정된다. 바꿔 말하면 이하에 설명하는 HAADF-STEM법을 이용하여 접합부 계면을 측정하지 않는 한, 본 발명에서 규정하는 금속간 화합물의 식별이나 금속간 화합물층의 두께나 면적의 정확한 측정은 어렵다고도 말할 수 있다.

이들 금속간 화합물끼리의 구별(식별)은 상기 반정량 분석에 있어서, 접합부 계면의 복수의(가능한 한 많은) 측정점의 조성을 측정하고, Fe, A1, Zn(at%)을 백분률로 할 때의 조성에 의해 행한다. 즉, 표 10에 나타내는 바와 같이, 「Al₅Fe₂계 화합물」의 조성은 Fe량이 24.0 내지 29.0at%, A1량이 70.0 내지 74.0at%의 범위로 한다. 「Al₃Fe계 화합물」의 조성은 Fe량이 18.0 내지 24.0at%, A1량이 74.5 내지 81.0at%의 범위로 한다. 또한, Zn-Fe계 화합물의 조성은 대표적인 Fe₃Zn₇의 조성으로 하여 Fe량이 31.0 내지 40.0at%이고 Zn량이 60.0 내지 69.0at%의 범위로 한다.

여기서 상기 각 계면 반응층의 조성의 판단(식별) 기준은 이하와 같다. 즉, 「Al₅Fe₂계 화합물」이나 「Al₃Fe계 화합물」은 EDX 점분석에 의해 Fe와 A1이 모두 10질량% 이상 검출되는 층으로 하였다. 바꿔 말하면, Fe와 A1이 모두 10질량% 미만인 층은 본 발명에서 특정하는 계면 반응층으로는 하지 않았다.

또한, Zn-Fe계 화합물은 마찬가지로 EDX 점분석에 의해 Fe가 27.7질량% 이상 검출되고 또한 Zn이 72.3질량% 이하 검출되는 층으로 하였다. Zn이 검출되어도 Fe가 27.7질량% 이상 검출되지 않는 층은 원래 존재하는 Zn 도금층, 혹은 Zn층(30)으로 판별하여 계면 반응층으로는 하지 않았다.

Zn-Fe계 화합물의 조성은 대표적인 Fe₃Zn₇[Fe 27.7 내지 36.3질량%(Fe31.0 내지 40.0at%)]만의 조성으로 하여 Zn 도금층에 포함되는, 그 밖의 상과는 구별하였다. 그 밖의 상이란 ζ상[FeZn13 : Fe5.8 내지 6.2질량%(Fe6.7 내지 7.2at%)], δ1상[FeZn₇ : Fe7.3 내지 11.3질량%(Fe8.5 내지 13.0at%)], Γ1상[Fe₅Zn₂₁ : Fe16.7 내지 20.8질량%(Fe18.5 내지 23.5at%)], Γ상[Fe₃Zn₁₀ : Fe21.2 내지 27.7질량%(Fe24.0 내지 31.0at%)]이다[Zn 도금층의 조성에 관한 출전 : 사단 법인 일본 철강협회편집, 제138, 139회 니시야마 기념 강좌 「표면 처리기술의 진보와 금후의 동향」p.15(평성 3년 5월 1일 발행) 참조].

또한, 계면 반응층의 상으로서 Al₅Fe_{2 ,} Al₃Fe, Fe₃Zn₇이 인정되고 있지만 조성은 반드시 화학양론 조성으로 구성되고 있지는 않고, 어느 정도의 조성폭을 갖고 있다. 그것에 관해서는 TEM에 의한 전자선 회절에 의한 결정구조로부터 상을 동정하고, 각각의 상에 관해서 EDX로 Fe, Al, Si, Mn, Zn 원소의 측정을 행하였다. 그 결과 실제로는 Al₅Fe₂, Al₃Fe상에 관해서는 화학양론 조성보다도 Fe의 비율이 적은 측, Fe₃Zn₇상에 관해서는 화학양론 조성보다도 Fe의 비율이 많은 측에 상의 조성이 어긋나 있는 것이 판명되었다. 이들의 결과를 기초로, Fe, A1, Zn의 비율이 표10에 나타내는 범위를 만족시키는 것을 각각의 반응층의 상으로 판정하였다.

또한, 상기 HAADF-STEM법(High Angle Annular Dark Field-Scanning Transmission Electron Microscope)은 고각(高角)측에 산란된 탄성 산란 전자를 원환 형상 검출기로 모아서 상 신호를 얻는 수법이다. HAADF-STEM상은 회절 콘트라스트의 영향을 거의 받지 않고, 콘트라스트는 원자 번호(Z)의 거의 2승에 비례한다고 하는 특징이 있어 얻어진 상이 그대로 조성 정보를 갖는 2차원 맵이 된다. 미량원소도 감도 높게 검출할 수 있기 때문에 접합 계면의 미세 구조 해석에 유효하다.

더 구체적으로는 접합체의 너겟 중앙부에서 절단하고, 단면을 관찰할 수 있도록 수지로 매립하여 경면 연마를 행한 것을 SEM으로 계면 반응층의 각 화합물층의 평균 두께를 개략 측정한다. 그 후, 너겟 중심부 및 Al₅Fe₂계 화합물로 인정되는 층의 존재 경계보다 내측의 부분, Al₃Fe계 화합물로 인정되는 층의 존재 경계의 내외의 부분, 각 화합물로 인정되는 층의 깊이 방향 길이가 상한을 상회하는 것으로 인정되는 개소의 내외의 부분을 히타치제작소제 수렴 이온빔 가공장치(FB-2000A)를 이용해서 TEM 관찰 가능한 두께까지 FIB 가공을 행함으로써 시료를 얇게 하여 관찰·분석용 시료로서 제공한다.

그리고, HAADF 검출기를 구비한 JEOL 제전계 방사형 투과 전자 현미경(JEM-2010F)를 이용하고, 가속 전압 200kV로 시야 100㎛의 범위(5000배 내지 10000배)에서 관찰하고, 각 알갱이, 이상(異相)에 대해서 모두 EDX 점분석을 행하고, Al₃Fe계 화합물층이나 Al₅Fe₂계 화합물층의 동정을 행한다.

도4에 있어서의 Al₃Fe계 화합물의 깊이 방향의 두께(길이)(1₁)는 얻어진 시야 100㎛의 HAADF-STEM상으로부터, 모든 Al₃Fe계 화합물로 동정된 알갱이·바늘의 깊이 방향의 길이를 측정하고, 평균화하였다.

도5에 있어서의 Al₅Fe₂계 화합물층의 깊이 방향의 두께(길이)(1₂)는 동일 상으로부터, 두께를 5점 측정하고, 평균하였다. 이상의 측정을 관찰·분석용 시료 모두에 대해서 실시하였다.

(금속간 화합물 평면 방향 면적의 측정 방법)

이들의 측정에 의해 Al₃Fe계 화합물층이나 Al₅Fe₂계 화합물층의 2층의 너겟 깊이 방향의 합계의 평균 두께(l)가 0.5 내지 10㎛인 부분의 알루미늄재측의 접합 계면에 있어서, 평면 방향에 차지하는 합계 면적(S₁)을 구하였다. 또한, 알루미늄재측의 접합 계면에 있어서, 평면 방향에 차지하는 너겟 면적(S)도 마찬가지로 구하였다. 즉, 도9, 10에 도시한 바와 같이, 이들의 층이 너겟 원주 방향에 대칭인 것으로 가정하고, 단면에서의 반경 방향의 존재 위치로부터 동심원으로 가정해서 평면 방향의 면적을 계산하였다. 또한, Zn층(30)의 평면 방향의 합계 면적(S₄)도 같은 계산 방법으로 하였다. 즉, 상기 도4에 도시한 바와 같이, Zn층(30)이 존재할 경우에는 너겟의 원주(주연)를 따라 존재한다. 이로 인해 Zn층(30)의 존재를 확인했을 경우에는 Zn층(30)이 너겟 원주 방향에 대칭인 것으로 가정하여 단면에서의 반경 방향의 존재 위치로부터 동심원으로 가정하여 평면 방향의 면적을 계산하였다.

(금속간 화합물 단면 방향 면적의 측정 방법)

이와 같이 하여 EDX 점분석으로 동정, 측정된, Al₃Fe계 화합물층이나 Al₅Fe₂계 화합물층의 2층의 너겟 깊이 방향의 합계의 평균 두께(l)가 0.5 내지 10㎛인 부분의 단면 방향의 합계 면적(S₂), 상기 2층 중에 각각 포함되는 Zn-Fe계 화합물층의 단면 방향의 합계 면적(S₃), 등의 측정은 동정된 접합 계면의 부위를 상기 SEM 관찰, 2000배 내지 10000배[평균 두께(l)가 1㎛ 이상의 경우에는 2000배, 평균 두께(l)가 1㎛ 미만의 경우에는 2000배]의 배율에서의 SEM 관찰을 행해 구하였다. 구체적으로는 너겟 반경 중심부로부터 반경 방향으로 500㎛의 각 위치에 있어서, 시야의 폭 100㎛로 각 반응층의 단면 방향의 면적을 측정하고, 그 계측을 반응층이 존재하는 위치까지 너겟 반경 방향에 행하고, 그것들을 합계해서 구하였다.

또한, 이들의 결과를 마찬가지로, 2000배 내지 10000배의 배율에서의 TEM 관찰을 행해 검증해도 좋다. 예를 들어 도6에 도시하는 접합 계면의 5000배의 SEM 사진, 도7에 도시하는 동일 접합 계면의 5000배의 TEM 사진에서 점선으로 나타내는 부분이 접합 계면이지만 이 접합 계면은 TEM 사진 쪽이 목시적으로는 판별하기 쉽다.

(너겟의 크기)

도4에 있어서의 스폿 용접부의 너겟(25)의 알루미늄재측의 접합 계면에 있어서의 평균 직경(t)은 접합 강도를 확보하기 위하여 7mm 이상인 것이 바람직하다. 바꿔 말하면 너겟(25)의 평균 직경이 7mm 이상으로 되도록 스폿 용접 조건을 선정하는 것이 바람직하다.

너겟(25)의 평균 직경이 7mm 미만에서는 너겟 면적이 지나치게 작아 접합 강도가 불충분해질 가능성이 높다. 한편, 너겟(25)의 평균 직경은 바람직하게는 12mm 이하로 한다. 너겟(25)의 평균 직경이 12mm를 초과하면 접합 강도를 얻기에는 충분하나 금속재료의 비산이 발생하기 쉽고, 알루미늄재의 감소 두께량이 많기 때문에 반대로 접합 강도가 저하한다.

종래부터 동종의 금속 재료를 스폿 용접하는 때는 금속 재료의 두께(t)에 대하여, 스폿 용접부에 있어서의 너겟(25)의 면적을 20×t₂ ^{0 .5}mm² 정도로 하는 것이 강도적으로도 작업성으로부터 보아도 경제성으로부터 보아도 최적으로 되어 있다.

그러나 본 발명에서는 이종 금속 재료끼리의 접합에 대해서 이것보다도 상기 동종의 금속 재료보다도 큰 너겟 면적으로 한다. 스폿 용접부에 있어서의 너겟(3)의 평균 직경이 7mm 이상으로 되도록 스폿 접합함으로써 충분한 접합강도를 얻을 수 있고, 또한 작업성, 경제성 모두 우수하다.

(너겟 면적의 측정)

본 발명에 있어서의 너겟(25)의 알루미늄재(22)측의 접합 계면에 있어서, 평면 방향에 차지하는 면적(S)이나 너겟(25)의 단면 방향에 차지하는 면적(S₅), 너겟 평균 직경[알루미늄재(22)측의 접합 계면에 있어서, 평면 방향에 차지하는 직경]의 측정은 예를 들어 200배의 광학 현미경에서의 관찰에 의해 측정가능하다. 즉, 접합 계면에서 박리 혹은 절단에 의해 분단한 알루미늄재측의 너겟을 복수의 샘플 화상 해석하여 측정하고, 그 평균을 구한다. 이때, 관찰면은 너겟 중심을 중심으로 하는 단면으로 행한다. 너겟 형상이 대략 원형 형상의 경우에는 접합부를 절단해서 단면으로부터 광학 현미경으로 관찰하고, 형성되어 있는 너겟의 알루미늄재측 접합 계면에 있어서의 직경을 복수의 샘플에서 측정하여 그 평균을 구해도 좋다. 그 경우, 적어도 직교한 2방향의 너겟 직경을 측정한다.

(알루미늄재의 감소 두께량)

접합 강도를 확보하는 의미에서 스폿 용접에 의한 접합 후의 알루미늄재의 감소 두께량을 가능한 한 작게 하는 것이 바람직하다. 이 목표로서 최소 잔존 판 두께(Δt)가 원래의 두께(t₂)의 50% 이상인 것이 바람직하다. 보다 바람직하게는 최소 잔존 판 두께(Δt)가 원래의 두께(t₂)의 90% 이상인 것이 좋다. 이 알루미늄재의 최소 잔존 판 두께(Δt)는 접합 단면으로부터 200배의 광학 현미경으로 관찰하고, 판 두께 감소 두께 길이를 측정하여 원래의 판 두께와의 차를 취해서 구할 수 있다.

(스폿 용접)

도11에 이종 접합체를 얻기 위한, 전제가 되는 스폿 용접의 일형태를 예시한다. 본 발명 스폿 용접 방법의 기본적인 형태는 통상의 스폿 용접의 형태와 같다. 도11에 있어서, 21은 강판, 22는 알루미늄 합금판, 23은 이종 접합체, 25는 너겟, 27과 28은 전극이다.

이하에 본 발명 이종 부재 접합체를 얻기 위한 스폿 용접의 각 조건을 설명한다.

(가압력)

스폿 용접 시의 가압력에 대해서는 상기 비교적 큰 너겟 필요 면적과 상기 최적 계면 반응층의 필요 면적을 얻기 위하여 또한, 상기 본 발명에서 규정하는 최적 범위 내로 하기 위해서는 비교적 높은 가압력을 인가하는 것이 필요하다.

구체적으로는 접합부 전체의 판 두께(t)(도4의 t₁+t₂)와의 관계에서, 1×t^0.5kN 내지 2.5×t^{0 .5}kN의 비교적 높은 가압력의 범위로부터 선택한다. 단, 이 비교적 높은 가압력의 범위 내에서도 소재나 다른 용접 조건에 의해 상기 화합물의 완성 형태가 달라 반드시 상기 본 발명에서 규정하는 최적 범위 내가 된다고는 단정할 수 없다. 이로 인해 소재나 다른 용접 조건에 따라 상기 비교적 높은 가압력의 범위로부터 상기 본 발명에서 규정하는 최적 범위 내가 되는 최적 가압력을 선택하는 것이 필요하다.

한편, 상기 범위의 비교적 큰 가압력을 인가함으로써 전극 팁 등의 형상에 관계없이 이종 재료간, 전극과 재료간의 전기적 접촉을 안정화시켜서 너겟 내의 용해 금속을 너겟 주변의 미용융부로 지지하여 상기 비교적 큰 너겟 필요 면적과 상기 최적 계면 반응층의 필요 면적을 얻을 수 있다. 또한, 금속재료의 비산의 발생을 억제할 수 있다.

가압력이 1×t^{0 .5}kN 미만에서는 가압력이 너무 낮아 이러한 효과를 얻을 수 없다. 특히, R이 선단부에 있는 팁에서는 접촉 면적이 저하하여 너겟 면적의 저하, 전류밀도의 증가(=계면 반응층의 증대)로 연결되기 때문에 접합 강도가 저하한다. 또한, Al₃Fe계 화합물층의 평균 두께(l₁), Al₅Fe₂계 화합물층의 평균 두께(l₂), 그리고, 이들 2층의 합계의 평균 두께(l) 등을 얻을 수 없는 가능성이 높다.

한편, 가압력을 증가하면 너겟 면적이 작아지는 경향이 있어 가압력이 2.5×t^0.5kN을 초과했을 경우, 원하는너겟 면적을 얻고자 하면 하기 최적 전류를 초과하는 전류가 필요해져, 금속재료의 비산의 발생이나 계면 반응층의 성장을 초래하기 때문에 접합 강도가 낮아진다. 또한, 알루미늄재의 변형이 크고, 접합 자국이 큰 오목부가 되기 때문에 외관상 바람직하지 않다.

(전류)

상기 비교적 큰 너겟 필요 면적과 상기 최적 계면 반응층의 필요 면적을 얻기 위해서는 스폿 용접 시의 전류의 제어를 행하고, 비교적 높은 전류를 단시간 흘리는 것이 필요하다.

구체적으로는 상기 접합부의 강재 전체의 판 두께(t₁)(도4의 t₁, 단 2매 이상 강재가 적층되어 있을 경우에는 그 강재 전체의 판 두께)와의 관계에서 12×t₁ ^{0 .5} 내지 35×t₁ ^{0 .5}kA의 비교적 높은 전류를 320×t₁ ^{0 .5}msec 이하의 단시간 흘리는 것이 필요하다. 단, 이 비교적 높은 전류나 시간의 범위 내라도 소재나 다른 용접 조건에 의해 상기 화합물의 완성 형태는 달라지기 때문에 반드시 상기 본 발명에서 규정하는 최적 범위 내가 된다고는 단정할 수 없다. 이로 인해 소재나 다른 용접조건에 따라 상기 비교적 높은 전류나 시간의 범위로부터 상기 본 발명에서 규정하는 최적 범위 내가 되는 최적 전류나 시간을 선택하는 것이 필요하다.

또한, 이러한 비교적 높은 전류를 단시간 흘림으로써 이종 재료간, 전극과 재료간의 전기적 접촉을 안정화시켜서 너겟 내의 용해 금속을 너겟 주변의 미용융부로 지지하여 상기 비교적 큰 너겟 필요 면적과 상기 최적 계면 반응층의 필요 면적을 얻을 수 있다. 또한, 금속재료의 비산의 발생을 억제할 수 있다.

12×t₁ ^{0 .5}kA 미만 엄격하게는 15×t₁ ^{0 .5}kA 미만의 저전류의 경우, 너겟이 형성, 성장하는데에 충분한 입열량을 얻을 수 없다. 이로 인해 상기 비교적 큰 너겟 필요 면적과 상기 최적 계면 반응층의 필요 면적을 얻을 수 없다. 또한, Al₃Fe계 화합물과 Al₁₉Fe₄Si₂Mn계 화합물과의 층의 평균 두께(l₁), Al₅Fe₂계 화합물층의 너겟 중심 ±0.1mm의 범위 내에 있어서의 너겟 깊이 방향의 평균 두께(l₂), 등을 얻을 수 없는 가능성이 높다.

한편, 35×t₁ ^{0 .5}kA를 초과하는 높은 전류의 경우에는 여분의 설비가 필요하여 작업·비용면에서 불리해진다. 이로 인해 이러한 점에서는 전류를 35×t₁ ^{0 .5}kA 이하로 한다. 따라서 사용 전류는 12×t₁ ^{0 .5} 내지 35×t₁ ^{0 .5}kA, 바람직하게는 15×t₁ ^{0 .5} 내지 35×t₁ ^{0 .5}kA의 범위로 한다.

(통전 시간)

통전 시간은 상기 강재 전체의 판 두께(t₁)와의 관계에서 320×t₁ ^{0 .5}msec 이하의 비교적 단시간으로 한다. 통전 시간이 320×t₁ ^{0 .5}msec를 초과하는 장시간의 경우, 너겟 직경은 확보할 수 있지만 금속재료의 비산의 발생이나 계면 반응층의 성장을 초래하기 때문에 접합 강도가 낮아진다. 상기와 같이, 계면 반응층을 제어하기 위해서는 통전 시간이 320×t₁ ^{0 .5}msec 이하, 바람직하게는 100×t₁ ^{0 .5}msec 내지 280×t₁ ^{0 .5}msec로 한다. 단, 전술한 바와 같이 소재나 다른 용접 조건에 따라 상기 전류와의 관계에서 상기 본 발명에서 규정하는 화합물 제어가 최적 범위 내가 되는 최적 시간을 선택하는 것이 필요하다.

(2단 통전)

접합 계면의 반응층을 본 발명에서 규정하는 화합물층과 같이 하기 위해서는 통상의 1단 통전이 아니라 2단 통전 혹은 2단계 스폿 용접으로 행하는 것이 바람직하다. 이와 같이, 스폿 용접의 통전을 2단계로 하여 특히 2단째의 통전값을 1단째의 통전값보다도 낮게 함으로써 강재 표면의 아연 도금층을 날려서(제거해서), 강재와 알루미늄재를 직접 접합하기 쉬워진다.

또한, 본 발명 화합물층 규정의 화합물층이 보다 얻기 쉬워진다. 즉, 이종 부재 접합체의 접합 계면에 강재측에 Al₅Fe₂계 화합물층, 알루미늄재측에 Al₃Fe계 화합물층이 각각 생성되기 쉽다. 또한, 이들 2층의 특정 두께 부분의 면적(S₁)이 너겟 면적(S)의 50% 이상이 되기 쉽다. 또한, 이들 2층 중에 각각 포함되는 Zn-Fe계 화합물층의 면적(S₃)이 단면 방향의 화합물 면적(S₂+S₃)의 10% 이하로 억제되기 쉽다. 또한, 너겟과 접하는 접합 계면부에 있어서의 Zn층의 합계 면적(S₄)도 너겟 면적의 30% 이하로 억제되기 쉽다.

스폿 용접의 통전을 이 2단계로 할 경우에도 상기한 2단째의 통전값을 1단째의 통전값보다도 낮게 하는 이외는 1단째와 2단째 모두 가압력은 동일한 것으로 하고 또한 가압력, 전류값, 합계 통전 시간은 상기한 바람직한 범위 내로 하는 것이 바람직하다. 이에 의해 스폿 용접의 효율을 저해하지 않고 이종 부재 접합을 할 수 있다.

(전극 형상)

스폿 용접의 전극 팁의 형상은 상기 너겟 면적과 계면 반응층을 얻을 수 있으면 어느 형상이라도 좋고, 강재측, 알루미늄재측의 전극 팁이 다른 형상이라도 다른 사이즈라도 개의치 않는다. 단, 강재측, 알루미늄재측의 양측 모두 도5에 도시하는 것 같은 선단부가 R로 된 「돔형」의 전극 팁이 바람직하다. 이러한 돔형의 경우, 전극 팁의 선단부 직경, 선단부(R)는 상기 전류 밀도 저하와 너겟 면적 증가를 양립시키기 위해서는 7mmΦ 이상이고, 100mmR 이상일 필요가 있다. 또한, 극성에 대해서도 규정하는 것은 아니나 직류 스폿 용접을 이용하는 경우에는 알루미늄재측을 양극으로 하고 강재측을 음극으로 하는 것이 바람직하다.

또한, 특히 선단부 직경이 7mmφ 이상이고 또한 선단부(R)가 120mmR 이상의 전극 팁을 쌍방에 사용함으로써 상기 전류 밀도 저하와 너겟 면적 증가를 최적으로 양립시킬 수 있다.

이 팁을 이용했을 경우, 상기 강재 판 두께(t)와의 관계에서 1.5×t₁ ^{0 .5}kN 내지 2.5×t₁ ^{0 .5}kN의 가압력을 인가하고, 또한 15×t₁ ^{0 .5} 내지 35×t₁ ^{0 .5}kA의 전류를 3에 0×t₁ ^{0 .5}msec 이하 흘리는 것이 바람직하다.

최적 접합 조건은, 이상에서 설명한 이들 각 조건의 밸런스에 있고, 예를 들어 팁 직경이나 팁R, 가압력을 증가하고, 전류밀도를 저하한 경우에는 그것에 수반하여 전류량을 증가하여 계면 반응층을 최적 두께로 제어할 필요가 있다.

[실시예]

이종 부재 접합체를 표11, 13, 15에 나타내는 각 조건으로 제작하였다. 이들 제작한 각 접합체에 대하여 각 화합물의 면적 비율을 상기한 측정 방법으로 측정하고, 접합 강도, 알루미늄재의 감소 두께량(최소 잔존 판 두께)을 평가하였다. 이들의 정리한 것으로서 표11의 조건에서의 스폿 용접에 의한 접합 결과를 표12에, 표(13)의 조건에서의 스폿 용접에 의한 접합 결과를 표14에, 표15의 조건에서의 스폿 용접에 의한 접합 결과를 표16에 각각 나타낸다.

(강재 조건)

표9에 나타내는 화학 성분(질량%)을 함유하는 4종류의 제공 시험강을 용제하여 0.8 내지 1.2mm의 판 두께가 될 때까지 압연을 행하여 박강판을 얻었다. 이 박강판을 연속 어닐링에 의해 500 내지 1000℃의 어닐링 후, 기름 또는 수세를 행하고, 그 후 템퍼링에 의해 표9에 나타내는 4종류의 각 강도(MPa)의 강판을 얻었다.

(알루미늄재 조건)

또한, 알루미늄재에 대해서는 모두 공통되게 판 두께 1.0mm의 시판의 A6022 알루미늄 합금판(Al-0.6질량%-1.0질량%Si-0.08질량%Mn-0.17질량%Fe)을 이용하였다.

(스폿 용접 조건)

이들 강판(강재)과 알루미늄 합금판(알루미늄재)을 JIS A 3137에 기재된 십자 인장 시험편 형상으로 가공한 상태에서 표 10에 나타내는 조건으로 스폿 용접을 행하여 이종 부재 접합체를 작성하였다.

스폿 용접에는 직류 저항 용접 시험기를 이용하여 미리 가압력, 용접 전류, 시간 등 조건과 상기 본 발명에서 규정하는 화합물의 평균 두께나 면적의 제어의 상관 관계를 조사하였다. 그 후에 알루미늄재의 판 두께(t₂)에 맞추어 가압력, 용접 전류, 시간을 각각 설정하고, 각 표에서 나타내는 조건으로 1점의 용접을 행하였다.

가압력, 용접 전류, 통전 시간은 이용한 하기 전극 팁과의 관계에서 상기 단락에 기재한 제각기 바람직한 범위 내에서 변화시켰다.

그리고, 스폿 용접의 통전을 2단계로 할 경우에는 2단째의 통전값을 1단째의 통전값보다도 낮게 하는 이외는 1단째와 2단째 모두 가압력은 동일한 것으로 하고 또한 가압력, 전류치, 합계 통전 시간은 상기한 바람직한 범위 내로 하였다.

전극 팁은 모두 Cu-Cr 합금으로 이루어지는 12mmΦ의 돔형으로, 전극 선단부의 곡률을 150mmR로 하고 양극을 알루미늄재, 음극을 강재로 하였다.

너겟 직경, 알루미늄 최소 잔존 판 두께, Zn 도금층 잔존 비율의 측정은 스폿 용접 후의 샘플을 용접부의 중앙에서 절단하고, 수지로 채우고, 연마, 화학 에칭을 실시하고, 200배의 광학 현미경에서의 관찰을 행하였다.

계면 반응층의 두께 측정은 상기와 동일한 단면 샘플을 이용하고, 상기한 측정 방법으로 각각 행하였다.

(접합 강도의 평가)

각 접합체의 접합 강도의 평가로서는 이종 부재 접합체의 십자 인장 시험을 실시하였다. 십자 인장 시험은 A6022재끼리의 접합 강도=1.0kN을 기준으로 해서 접합 강도가 1.5kN 이상 또는 파단 형태가 알루미늄 모재 파단이면 ◎, 접합 강도가 1.0 내지 1.5kN이면 ○, 접합 강도가 0.5 내지 1.0kN이면 △, 접합 강도가 0.5kN 미만이면 ×로 하였다.

또한, 본 실시예에서 강도의 평가로 십자 인장 시험을 이용한 것은 이 십자 인장 시험 쪽이, 전단 인장 시험보다도 시험 조건간에서의 차이가 컸기 때문이다. 단, 전단 인장 시험도 발명예로부터 몇개를 선택해서 행해본 결과에서는 이 십자 인장 시험 결과와 합치하고 있어 십자 인장 시험에서 ○, ◎의 평가를 얻은 것은 모두 2.5kN 이상의 높은 전단 강도였다.

표12, 14, 16의 스폿 용접에 의한 접합 결과에 있어서, 각 발명예는 일정 두께를 갖는 접합 계면 화합물층 부분의 평면 방향에 차지하는 합계 면적(S₁)의 너겟 면적(S)에 대한 면적 비율이 50% 이상이다. 또한, 일정 두께를 갖는 접합 계면 화합물층 부분의 단면 방향에 차지하는 면적(S₂)에 대한, Zn-Fe계 화합물층과 다른 2층의 합계 면적(S₂+S₃)의 비율이 10% 이하이다. 또한, 바람직한 조건으로서 너겟과 접하는 접합(23)계면에 있어서의 Zn층의 평면 방향에 차지하는 합계 면적(S₄)이 너겟 면적(S)의 30% 이하이며, 너겟 평균 직경이 7.0mm 이상이다.

이 결과 각 발명예는 표12, 14, 16에 나타내는 바와 같이, 이종 부재 접합체의 높은 접합 강도가 얻어지고 있다. 그리고, 발명예 중에서도 일정 두께를 갖는 접합 계면 화합물층 부분이 보다 많거나, Zn-Fe계 화합물층 부분이 보다 적은 예일수록 이종 부재 접합체의 접합 강도가 높다. 또한, 바람직한 조건인, 너겟 평균 직경이 클수록, Zn층의 평면 방향에 차지하는 합계 면적(S₄)이 적을수록 이종 부재 접합체의 접합 강도가 높다.

한편, 표12, 14, 16의 스폿 용접에 의한 접합 결과에 있어서, 각 비교예는 평면 방향에 차지하는 합계 면적(S₁)의 너겟 면적(S)에 대한 면적 비율이 50% 미만이거나, 일정 두께를 갖는 접합 계면 화합물층 부분의 단면 방향에 차지하는 면적(S₂)에 대한, Zn-Fe계 화합물층과 다른 2층의 합계 면적(S₂+S₃)의 비율이 10%를 초과하고 있다. 즉, 일정 두께를 갖는 접합 계면 화합물층 부분이 지나치게 적거나, Zn-Fe계 화합물층 부분이 지나치게 많다. 이로 인해 제각기 대응하는 발명예에 비하여 이종 부재 접합체의 접합 강도가 현저하게 낮다.

여기서 표12에 있어서의 발명예8과 비교예7의 접합 계면 조직의 구체적인 비교를 행한다. 도6, 7이 발명예8의 접합 계면 조직이며, 도6은 접합 계면의 5000배의 SEM 사진이다. 도7는 동일 접합 계면의 5000배의 TEM 사진이다. 도6, 7로부터 알 수 있는 바와 같이, 발명예8의 접합 계면 조직에는 강재측에 Al₅Fe₂계 화합물층, 알루미늄재측에 Al₃Fe계 화합물층을 각각 갖고 있는 것을 알 수 있다.

한편, 도12에 비교예7의 접합 계면 조직이며, 접합 계면의 5000배의 TEM 사진을 도시한다. 도12로부터 알 수 있는 바와 같이, 비교예7의 접합 계면 조직은 알루미늄재측에 Al₃Fe계 화합물층을 각각 갖고 있지만 강재측에는 Al₅Fe₂계 화합물층이 존재하지 않는 것을 알 수 있다.

도8에 이들 발명예8과 비교예7과의 Al₃Fe계 화합물층과 Al₅Fe₂계 화합물층과의 2층의 합계의 평균 두께의 너겟 중심부로부터의 거리에 의한 분포를 도시한다. 도8에 있어서, 이들 2층의 합계의 평균 두께(l)가 0.5 내지 10㎛인 부분은 두 개의 점선의 범위 내에서 나타난다.

흑삼각으로 나타내는 발명예8은 평균 두께가 지나치게 두꺼운 너겟 중심부를 제외하고, 너겟 중심부로부터의 거리가 4000㎛의 부분까지, 그 평균 두께(l)가 0.5 내지 10㎛인 부분이 연장되어 있다. 이것을 알루미늄재측의 접합 계면에 있어서, 평면적으로 도시하면 도9와 같이 된다. 즉, 발명예8은 너겟의 알루미늄재측의 접합 계면에 있어서, 평면 방향에 차지하는 면적(S)에 대한 면적 비율이 80%이며, 너겟 중심부와 너겟 주연부만을 제외하고, 대부분 너겟[면적(S)]에 근사(중복)하고 있다.

이에 대해 발명예8의 하방의 검은 동그라미로 나타내는 비교예7은 그 평균 두께(l)가 0.5 내지 10㎛인 부분은 너겟 중심부로부터의 거리가 2000㎛의 부분까지이다. 이것을 알루미늄재측의 접합계면에 있어서, 평면적으로 도시하면 도10과 같이 된다. 즉, 비교예7은, 너겟의 알루미늄재측의 접합 계면에 있어서, 평면 방향에 차지하는 면적(S)에 대한 면적 비율이 36%로, 너겟 중심부와 그 주변부만이 너겟[면적(S)]과 중복되고 있을 뿐이다.

따라서 이상의 실시예로부터 이종 부재 접합체의 높은 접합 강도를 얻기 위한, 본 발명에 있어서의 접합 계면에서의 계면 반응층의 두께, 구조 규정의 임계적인 의의를 뒷받침할 수 있다.

본 발명에 따르면 스폿 용접에서 강재와 알루미늄재의 이종 부재 접합체를 형성할 때, 종래 기술과 같이, 다른 재료를 새롭게 이용하는 일 없이, 또한, 새로운 별도의 공정을 추가할 필요가 없고, 기존의 스폿용접기를 이용할 수 있기 때문에 대폭적인 비용 삭감을 실현할 수 있다.

또한, 본 발명에 따르면 강재와 알루미늄재를 스폿 용접으로 접합할 때의 접합 강도를 높이는 동시에 접촉 부식과 그것에 의한 접합 강도의 저하를 억제할 수 있는 이종 부재 접합체 및 그 스폿 용접법을 제공할 수 있다.

또한, 본 발명에 따르면 클래드재 등의 타 재료를 넣는 일 없이, 또한 별도의 공정을 넣는 일 없이, 그리고 강재측이나 알루미늄재측, 혹은 스폿 용접측 조건을 크게 바꾸는 일 없이 접합 강도가 높은 스폿 용접을 행할 수 있는, 강재와 알루미늄재의 이종 부재 접합체를 제공할 수 있다.

이러한 접합체는 자동차, 철도 차량 등의 수송분야, 기계 부품, 건축 구조물 등에 있어서의 각종 구조 부재로서 대단히 유용하게 적용할 수 있다.

따라서 본 발명은 강재와 알루미늄과의 이종 부재 접합체의 용도를 크게 확대한 것이다.

Claims (15)

1. 판 두께(t₁)가 0.3 내지 3.0mm인 강재와 판 두께(t₂)가 0.5 내지 4.0mm인 순 알루미늄재 또는 알루미늄 합금재(이하, 순 알루미늄재 또는 알루미늄 합금재를 「알루미늄재」라고 한다.)를 스폿 용접으로 접합해서 형성된 접합체이며, 접합부에 있어서의 너겟 면적이 20×t₂ ^{0 .5} 내지 100×t₂ ^{0 .5}mm²이며, 계면 반응층의 두께가 0.5 내지 3㎛인 부분의 면적이 10×t₂ ^{0 .5}mm² 이상이며, 또한 접합부 중심과 접합부 중심으로부터 접합 직경의 1/4의 거리만큼 이격된 점에 있어서의 계면 반응층의 두께의 차가 5㎛ 이내인 것을 특징으로 하는 강재와 알루미늄재의 접합체.
2. 제1항에 있어서, 상기 계면 반응층의 최대 두께가 0.5 내지 10㎛의 범위인 강재와 알루미늄재의 접합체.
3. 제1항 또는 제2항에 기재된 접합체를 형성하기 위한 스폿 용접에 이용되는 전극 팁이며, 피접합재와의 접촉이 2점 이상 또는 선 형상 혹은 면 형상으로 행해지는 전극 팁.
4. 제3항에 있어서, 제1항 또는 제2항에 기재된 접합체를 형성하기 위한 스폿 용접에 이용되는 전극 팁이며, 선단부가 돔형으로 형성되는 동시에 상기 선단부의 중앙에 직경 2mm 이상의 오목부가 형성되어 있는 전극 팁.
5. 제1항 또는 제2항에 기재된 접합체를 형성하기 위한 스폿 용접 방법이며, 한 쌍의 전극 팁 중 적어도 한쪽에 제3항 또는 제4항에 기재된 전극 팁을 이용하는 것을 특징으로 하는 강재와 알루미늄재의 스폿 용접 방법.
6. 제1항 또는 제2항에 기재된 접합체를 형성하기 위한 스폿 용접 방법이며, 상기 강재와 상기 알루미늄재 중 적어도 한쪽을 5℃ 이하로 냉각해서 스폿 용접하는 것을 특징으로 하는 강재와 알루미늄재의 스폿 용접 방법.
7. 판 두께(t₁)가 0.3 내지 3.0mm인 강재와 판 두께(t₂)가 0.5 내지 4.0mm인 알루미늄재를 스폿 용접으로 접합한 이종 부재 접합체이며, 이들 접합되는 강재와 알루미늄재의 서로의 접합면 간에 융점이 350℃ 내지 1000℃, 평균 두께가 3 내지 19㎛의 Zn 또는 Zn 합금 혹은 A1 또는 A1 합금의 피막과 유기 수지 접착제 피막 또는 인산염 피막이 미리 설치된 상태로 스폿 용접되어 있고, 스폿 용접 후의 용접부에 있어서의 계면 반응층의 두께가 0.5 내지 5㎛의 범위인 부분의 면적이 10×t₂ ^0.5mm² 이상인 것을 특징으로 하는 강재와 알루미늄재의 이종 부재 접합체.
8. 제7항에 있어서, 상기 계면 반응층의 두께가 0.5 내지 5㎛의 범위인 부분의 면적이 50×t₂ ^{0 .5}mm² 이상인 강재와 알루미늄재의 이종 부재 접합체.
9. 제7항 또는 제8항에 있어서, 상기 Zn 피막이, 강재측의 표면에 실시된 88질량% 이상의 Zn을 포함하는 도금 피막인 강재와 알루미늄재의 이종 부재 접합체.
10. 판 두께(t₁)가 0.3 내지 3.0mm인 강재와 판 두께(t₂)가 0.5 내지 4.0mm인 알루미늄재의 이종 부재 접합체의 스폿 용접 방법이며, 이들 접합되는 강재와 알루미늄재의 서로의 접합면 간에 융점이 350℃ 내지 1000℃, 평균 두께가 3 내지 19㎛의 Zn 또는 A1의 금속 또는 합금 피막과 유기 수지 접착제 피막 또는 인산염 피막을 미리 설치한 상태로 스폿 용접하는 동시에 이 스폿 용접에 있어서, 알루미늄재측의 전극 팁의 선단부 직경을 7mmφ 이상으로 하고 전극 팁에 의한 가압력을 선단부 곡률 반경(Rmm)과 가압력(WkN)과의 관계가 (R×W)^1/3/R>0.05가 되도록 인가하고, 또한 15×t₂ ^{0 .5} 내지 30×t₂ ^{0 .5}kA의 전류를 100×t₂ ^{0 .5} 내지 1000×t₂ ^{0 .5}msec 흘리는 공정을 갖는 동시에, 이 공정보다 높은 전류를 흘리는 공정이 존재하지 않는 전류 패턴으로 스폿 용접하는 것을 특징으로 하는 이종 부재 접합체의 스폿 용접 방법.
11. 제10항에 있어서, 상기 15 ×t₂ ^{0 .5} 내지 30×t₂ ^{0 .5}kA의 전류를 100×t₂ ^{0 .5} 내지 1000×t₂ ^{0 .5}msec 흘리는 공정보다도 뒤의 공정에서 1×t₂ ^{0 .5} 내지 10×t₂ ^{0 .5}kA의 전류를 100×t₂ ^{0 .5} 내지 1000×t₂ ^{0 .5}msec 흘리는 공정을 존재시킨 전류 패턴으로 스폿 용접하는 이종 부재 접합체의 스폿 용접 방법.
12. 판 두께(t₁)가 0.3 내지 3.0mm이고 아연 도금층의 평균 두께가 3 내지 19㎛인 아연 도금 강재와 판 두께(t₂)가 0.5 내지 4.0mm인 알루미늄재를 스폿 용접으로 접합한 이종 부재 접합체이며,

    이 이종 부재 접합체의 접합 계면에 있어서,

    강재측에 A1₅Fe₂계 화합물층, 알루미늄재측에 Al₃Fe계 화합물층을 각각 갖고,

    이들 2층의 너겟 깊이 방향의 합계의 평균 두께가 0.5 내지 10㎛인 부분의 알루미늄재측의 접합 계면에 있어서 평면 방향에 차지하는 합계 면적이 너겟의 알루미늄재측의 접합 계면에 있어서 평면 방향에 차지하는 면적의 50% 이상의 비율을 차지하고, 또한,

    SEM에 의한, 상기 A1₅Fe₂계 화합물층과 Al₃Fe계 화합물층의 너겟 깊이 방향의 이들 2층의 합계의 평균 두께가 0.5 내지 10㎛인 접합 계면 부분의 단면 관찰에 있어서,

    이들 2층 중에 각각 포함되는 Zn-Fe계 화합물층의 단면 방향에 차지하는 합계 면적이 이들 2층의 합계의 평균 두께가 0.5 내지 10㎛인 부분의 단면 방향에 차지하는 면적과 Zn-Fe계 화합물층의 단면 방향에 차지하는 합계 면적과의 합계의 10% 이하의 비율인 것을 특징으로 하는 강재와 알루미늄재의 이종 부재 접합체.
13. 제12항에 있어서, 상기 너겟의 알루미늄재측의 접합 계면에 있어서의 평균 직경이 7mm 이상이며, 이 너겟과 접하는 접합 계면에 있어서의 Zn층의 평면 방향에 차지하는 합계 면적이 너겟의 알루미늄재측의 접합 계면에 있어서 평면 방향에 차지하는 면적의 30% 이하인 강재와 알루미늄재의 이종 부재 접합체.
14. 제12항 또는 제13항에 있어서, 이종 부재 접합부에 있어서의 상기 알루미늄재측의 최소 잔존 판 두께가 원래의 알루미늄재 판 두께의 50% 이상인 강재와 알루미늄재의 이종 부재 접합체.
15. 제12항 내지 제14항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 강재와 알루미늄재의 판 두께비(t₁/t₂)가 1 이상인 강재와 알루미늄재의 이종 부재 접합체.

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