KR20150143818A

KR20150143818A - 스폿 용접 조인트 및 스폿 용접 방법

Info

Publication number: KR20150143818A
Application number: KR1020157032845A
Authority: KR
Inventors: 치사토 와카바야시; 후미노리 와타나베; 세이지 후루사코; 야스노부 미야자키; 히로유키 가와타; 도오루 오카다; 히데키 하마타니
Original assignee: 신닛테츠스미킨 카부시키카이샤
Priority date: 2013-06-05
Filing date: 2014-06-02
Publication date: 2015-12-23
Also published as: US20160082543A1; TW201509575A; US20190030637A1; RU2015155581A; US11027361B2; EP3006154A1; CA2912591C; KR101805284B1; EP3006154B1; ES2663500T3; MY183966A; JP5987982B2; JPWO2014196499A1; CN105263663A; WO2014196499A1; EP3006154A4; ZA201508065B; CA2912591A1; CN105263663B; TWI587954B

Abstract

복수매의 강판(1A, 1B)을 겹쳐 스폿 용접함으로써 형성되는 스폿 용접 조인트이며, 상기 복수매의 강판 중 적어도 1매의 강판은, 인장 강도가 750(㎫)∼2500(㎫)인 고강도 강판이고, 상기 고강도 강판의 탄소당량 Ceq는, 0.20질량％∼0.55질량％이고, 용접 자국의 중심을 통과하고, 또한 강판(1A, 1B)의 판 두께 방향을 따라 절단한 단면에 있어서의 열 영향부(4) 내의 정사각형 영역(103) 내에, 최장부의 길이가 0.1(㎛) 이상인 철계 탄화물이 10개 이상 존재하는 스폿 용접 조인트를 얻음으로써, 형성되는 스폿 용접 조인트의 십자 인장력을 향상시킨다.

Description

스폿 용접 조인트 및 스폿 용접 방법 {SPOT WELDED JOINT AND SPOT WELDING METHOD}

본 발명은, 복수매의 강판을 겹쳐 스폿 용접함으로써 형성되는 조인트에 관한 것이다.

최근, 자동차 분야에서는, 저연비화나 CO₂ 배출량의 삭감을 위해, 차체를 경량화하는 것이 요구되고 있다. 또한, 충돌 안전성의 향상을 위해, 차체 부재를 고강도화하는 것이 요구되고 있다. 이들 요구를 만족시키기 위해서는, 차체나 부품 등에 고강도 강판을 사용하는 것이 유효하다. 차체의 조립이나 부품의 장착 등에는, 주로, 스폿 용접이 사용되고 있다. 인장 강도가 750㎫ 이상인 강판을 적어도 1매 포함하는 복수매의 강판을 스폿 용접하는 경우에는, 용접 조인트의 강도가 문제가 된다.

복수매의 강판을 겹쳐, 스폿 용접하여 형성한 조인트(이하, 「스폿 용접 조인트」라고도 함)에 있어서, 인장 강도는 중요한 특성이다. 이러한 인장 강도에는, 전단 방향으로 인장 하중을 부하하여 측정하는 인장 전단력(TSS)과, 박리 방향으로 인장 하중을 부하하여 측정하는 십자 인장력(CTS)이 있다. 또한, 인장 전단력과 십자 인장력의 측정 방법은, JIS Z 3136 및 JIS Z 3137에 규정되어 있다.

인장 강도가 270㎫∼600㎫인 복수매의 강판에 의해 형성되는 스폿 용접 조인트의 CTS는, 강판의 강도의 증가에 수반하여 증가한다. 따라서, 인장 강도가 270㎫∼600㎫인 강판에 의해 형성되는 스폿 용접 조인트에서는, 조인트 강도에 관한 문제는 발생하기 어렵다. 그러나, 인장 강도가 750㎫ 이상인 강판을 적어도 1매 포함하는 복수매의 강판에 의해 형성되는 스폿 용접 조인트에 있어서의 CTS는, 강판의 인장 강도가 증가해도, 증가하지 않거나, 또는 감소한다.

일반적으로, 인장 강도가 750㎫ 이상인 강판을 적어도 1매 포함하는 복수매의 강판에 의해 형성되는 스폿 용접 조인트에서는, CTS가 저하되기 쉽다. 변형능의 저하에 의해 용접부에의 응력 집중이 높아지는 것과, 용접부가 켄칭됨으로써 용접부의 인성이 저하되는 것이, 그 이유이다. 이로 인해, 인장 강도가 750㎫ 이상인 강판을 적어도 1매 포함하는 복수매의 강판에 의해 형성되는 스폿 용접 조인트에 있어서의 CTS의 향상이 요구된다.

인장 강도가 750㎫ 이상인 강판을 적어도 1매 포함하는 복수매의 강판에 의해 형성되는 스폿 용접 조인트에 있어서의 강도와 인성을 확보하는 방법으로서, 본 통전 후에, 후통전을 행하는 2단 통전 방법이 있다.

특허문헌 1에는, 본 통전이 종료되고 나서 일정 시간이 경과한 후에, 템퍼 통전을 행함으로써, 스폿 용접 조인트(너깃부 및 열 영향부)를 어닐링하여, 경도를 저하시키는 방법이 기재되어 있다.

그러나, 이 방법에서는, 템퍼 통전을 행하기 전에, 마르텐사이트 변태를 거의 완료시킬 필요가 있다. 이로 인해, 본 통전의 종료 후, 긴 냉각 시간이 필요해진다. 또한, 이 방법에서는, 너깃이 연화되어 전단력이 저하된다.

또한, 인장 강도가 750㎫ 이상인 강판을 적어도 1매 포함하는 복수매의 강판에 의해 형성되는 스폿 용접 조인트에 있어서의 강도와 인성을 확보하는 방법으로서, 용접 후에, 용접과는 다른 가열 수단에 의해 용접부를 가열하는 방법이 있다. 특허문헌 2에는, 용접 후에, 용접부를 고주파로 가열하여 템퍼링 처리하는 방법이 기재되어 있다.

그러나, 이 방법에서는, 용접 후에 별도의 공정이 필요해져 작업 순서가 번잡해진다. 또한, 이 방법에서는, 고주파를 이용하기 위한 특수한 장치가 필요해진다. 또한, 이 방법에서는, 너깃이 연화되어 전단력이 저하된다.

또한, 특허문헌 3에는, 본 용접에 의해 너깃을 형성한 후에, 본 용접 전류 이상의 전류로 후통전하는 방법이 기재되어 있다.

그러나, 이 방법에서는, 후통전 시간을 길게 하면, 너깃 직경이 확대될 뿐이며, 조직이 통상의 용접과 동일해진다.

특허문헌 4에는, 인장 강도가 440㎫ 이상인 강판을 스폿 용접하는 방법이 기재되어 있다. 이 방법에서는, 강판의 성분 조성을, C×P≤0.0025, P: 0.015％ 이하, S: 0.01％ 이하로 규제한다. 그리고, 용접 후, 용접부에 300℃×20분 정도의 열처리를 실시한다.

그러나, 이 방법에서는, 적용 가능한 강판이 한정된다. 또한, 이 방법에서는, 용접에 장시간을 필요로 하여 생산성이 낮다.

특허문헌 5에는, 너깃 외층 영역의 마이크로 조직과, 마이크로 조직 중의 탄화물의 평균 입경 및 개수 밀도를 규정한 고강도 강판(인장 강도: 750∼1850㎫, 탄소당량 Ceq: 0.22∼0.55질량％)의 스폿 용접 조인트가 기재되어 있다.

그러나, 너깃의 외측에서 파단되는 경우에는, 너깃의 조직은 아무런 기여도 하지 않으므로, 마이크로 조직에 관한 규정은 의미가 없다.

특허문헌 6에는, 인장 강도가 900∼1850㎫, 판 두께가 1.8∼2.8㎜인 강판을 스폿 용접하는 방법이 기재되어 있다. 이 방법에서는, 용접 후, 계속해서, 용접 전류의 0.5배∼0.9배의 전류로, 용접 시간 0.3배∼0.5배의 시간, 후통전을 행한다.

그러나, 이 방법에서는, 본 용접과 후통전 사이의 시간에 대한 검토가 충분히 이루어져 있지 않아, 조인트 강도의 향상에 기여하는 것은 아니다.

일본 특허 공개 제2002-103048호 공보 일본 특허 공개 제2009-125801호 공보 일본 특허 공개 제2010-115706호 공보 일본 특허 공개 제2010-059451호 공보 국제 공개 제2011-025015호 일본 특허 공개 제2011-5544호 공보

이상과 같은 배경으로부터, 종래, 인장 강도가 750㎫∼2500㎫인 강판을 적어도 1매 포함하는 복수매의 강판에 의해 형성되는 스폿 용접 조인트에 있어서는, 인성이 부족하기 쉬워, 충분히 높은 십자 인장력을 확보하는 것이 어렵다.

따라서, 본 발명은, 750㎫∼2500㎫의 강판을 적어도 1매 포함하는 복수매의 강판에 의해 형성되는 스폿 용접 조인트의 십자 인장력을 향상시키는 것을 목적으로 한다.

본 발명의 스폿 용접 조인트는, 복수매의 강판을 겹쳐 스폿 용접함으로써 형성되는 스폿 용접 조인트이며, 상기 복수매의 강판 중 적어도 1매의 강판은, 인장 강도가 750㎫∼2500㎫인 고강도 강판이고, 상기 고강도 강판의 하기 (A)식으로 나타내어지는 탄소당량 Ceq는, 0.20질량％∼0.55질량％이고, 상기 스폿 용접에 의해 상기 강판의 표면에 형성된 용접 자국의 중심을 통과하고, 또한 상기 강판의 판 두께 방향을 따라 절단한 단면에 있어서의 열 영향부 내의 영역이며, 상기 강판의 판 두께 방향, 판면 방향을 각각 세로 방향, 가로 방향으로 하는 한 변이 10(㎛)인 정사각형의 영역 내에, 최장부의 길이가 0.1(㎛) 이상인 철계 탄화물이 10개 이상 존재하고, 상기 정사각형의 영역의 중심의 위치는, 상기 단면에 있어서, 너깃의 단부의 위치로부터, 당해 너깃의 단부를 나타내는 선의 당해 위치에 있어서의 접선에 수직인 방향으로 100(㎛) 이격된 위치이고, 상기 너깃의 단부의 위치는, 당해 너깃의 단부를 나타내는 선 상의 위치 중, 상기 스폿 용접 조인트의 상기 판 두께 방향의 중심을 중심으로 하고, 상기 판 두께 방향을 따라, 상기 복수매의 강판의 판 두께의 합계값인 총 판 두께의 1/4배의 길이를 갖는 범위 내에 있는 위치인 것을 특징으로 한다.

상기 (A)식에 있어서의 [C], [Si], [Mn], [P] 및 [S]는, 각각 C, Si, Mn, P 및 S의 각 함유량(질량％)이다.

본 발명의 스폿 용접 방법의 제1 예는, 복수매의 강판을 겹쳐 스폿 용접하는 스폿 용접 방법이며, 상기 복수매의 강판 중 적어도 1매의 강판은, 인장 강도가 750㎫∼2500㎫인 고강도 강판이고, 상기 고강도 강판의 하기 (A)식으로 나타내어지는 탄소당량 Ceq는, 0.20질량％∼0.55질량％이고, 상기 겹친 복수매의 강판을, 용접 전극에 의해, 하기 (B)식을 만족시키는 가압력 F_E(N)로 가압한 상태에서, 본 용접 전류 I_W(kA)를 상기 용접 전극에 통전하는 본 용접을 행하는 공정과, 상기 본 용접이 종료되면, 하기 (B)식을 만족시키는 가압력 F_E(N)를 유지하여, 하기 (C)식을 만족시키는 본 용접 후 냉각 시간 t_S(msec), 상기 복수매의 강판을 냉각하는 본 용접 후 냉각을 행하는 공정과, 상기 본 용접 후 냉각이 종료되면, 하기 (B)식을 만족시키는 가압력 F_E(N)를 유지하여, 하기 (D)식을 만족시키는 후통전 전류 I_P(kA)를, 하기 (E)식을 만족시키는 후통전 시간 t_P(msec), 상기 용접 전극에 통전하는 후통전을 행하는 공정과, 상기 후통전이 종료되면, 상기 (B)식을 만족시키는 가압력 F_E(N)를, 하기 (F)식을 만족시키는 유지 시간 t_H(msec) 유지한 후, 상기 가압력 F_E(N)에 의한 가압을 해방하는 공정을 갖는 것을 특징으로 한다.

상기 (A)식에 있어서의 [C], [Si], [Mn], [P] 및 [S]는, 각각 C, Si, Mn, P 및 S의 각 함유량(질량％)이고, 상기 (B)식 및 상기 (C)식에 있어서의 h는, 상기 강판의 판 두께(㎜)이다.

본 발명의 스폿 용접 방법의 제2 예는, 복수매의 강판을 겹쳐 스폿 용접하는 스폿 용접 방법이며, 상기 복수매의 강판 중 적어도 1매의 강판은, 인장 강도가 750㎫∼2500㎫인 고강도 강판이고, 상기 고강도 강판의 하기 (A)식으로 나타내어지는 탄소당량 Ceq는, 0.20질량％∼0.55질량％이고, 상기 겹친 복수매의 강판을, 용접 전극에 의해, 하기 (B)식을 만족시키는 가압력 F_E(N)로 가압한 상태에서, 하기 (C)식을 만족시키는 전통전 전류 I_f(kA)를, 하기 (D)식을 만족시키는 전통전 시간 t_f(msec), 상기 용접 전극에 통전하는 전통전을 행하는 공정과, 상기 전통전이 종료되면, 하기 (B)식을 만족시키는 가압력 F_E(N)를 유지하여, 하기 (E)식을 만족시키는 전통전 후 냉각 시간 t_C(msec), 상기 복수매의 강판을 냉각하는 전통전 후 냉각을 행하는 공정과, 상기 전통전 후 냉각이 종료되면, 하기 (B)식을 만족시키는 가압력 F_E(N)를 유지하여, 본 용접 전류 I_W(kA)를 상기 용접 전극에 통전하는 본 용접을 행하는 공정과, 상기 본 용접이 종료되면, 하기 (B)식을 만족시키는 가압력 F_E(N)를 유지하여, 하기 (F)식을 만족시키는 본 용접 후 냉각 시간 t_S(msec), 상기 복수매의 강판을 냉각하는 본 용접 후 냉각을 행하는 공정과, 상기 본 용접 후 냉각이 종료되면, 하기 (B)식을 만족시키는 가압력 F_E(N)를 유지하여, 하기 (G)식을 만족시키는 후통전 전류 I_P(kA)를, 하기 (H)식을 만족시키는 후통전 시간 t_P(msec), 상기 용접 전극에 통전하는 후통전을 행하는 공정과, 상기 후통전이 종료되면, 상기 (B)식을 만족시키는 가압력 F_E(N)를, 하기 (I)식을 만족시키는 유지 시간 t_H(msec) 유지한 후, 상기 가압력 F_E(N)에 의한 가압을 해방하는 공정을 갖는 것을 특징으로 한다.

상기 (A)식에 있어서의 [C], [Si], [Mn], [P] 및 [S]는, 각각 C, Si, Mn, P 및 S의 각 함유량(질량％)이고, 상기 (B)식, 상기 (E)식 및 상기 (F)식에 있어서의 h는, 상기 강판의 판 두께(㎜)이다.

본 발명에 따르면, 750㎫∼2500㎫의 강판을 적어도 1매 포함하는 복수매의 강판에 의해 형성되는 스폿 용접 조인트의 십자 인장력을 향상시킬 수 있다.

도 1은 스폿 용접을 개시할 때의, 2매의 강판과 용접 전극의 배치의 일례를 나타내는 도면이다.
도 2는 스폿 용접에 의해 형성된 너깃과 열 영향부의 일례를 모식적으로 나타내는 도면이다.
도 3은 통전 패턴의 제1 양태예를 나타내는 도면이다.
도 4는 응고되어 너깃으로 되는 용융부의 응고 도중의 양태의 일례를 모식적으로 나타내는 도면이다.
도 5는 본 용접 후 냉각 시간과 강판의 판 두께의 관계의 일례를 나타내는 도면이다.
도 6은 후통전 시간과, 후통전 전류를 본 용접 전류로 나눈 값을 제곱한 값의 관계의 제1 예를 나타내는 도면이다.
도 7은 후통전 시간과, 너깃의 외주부 및 열 영향부의 취화의 정도의 관계의 일례를 개념적으로 나타내는 도면이다.
도 8은 통전 패턴의 제2 양태예를 나타내는 도면이다.
도 9는 전통전 후 냉각 시간과 강판의 판 두께의 관계의 일례를 나타내는 도면이다.
도 10은 후통전 시간과, 후통전 전류를 본 용접 전류로 나눈 값을 제곱한 값의 관계의 제2 예를 나타내는 도면이다.
도 11a는 비통상 용접의 용접 조인트의 열 영향부의 조직의 일례를 나타내는 도면(사진)이다.
도 11b는 통상 용접의 용접 조인트의 열 영향부의 조직의 일례를 나타내는 도면(사진)이다.
도 12a는 철계 탄화물 석출 조건의 일례를 설명하는 도면이다.
도 12b는 도 12a의 영역 A의 부분을 확대하여 나타내는 도면이다.

본 발명자들은, 본 용접 후에 후통전을 행하는 종래의 기술에서는, 인장 강도가 750㎫∼2500㎫인 강판을 적어도 1매 포함하는 복수매의 강판에 의해 형성되는 스폿 용접 조인트의 십자 인장력(CTS)을 충분히 향상시킬 수 없는 이유에 대해, 야금학적 시점 및 역학적 시점에서 예의 조사하였다. 또한, 이하의 설명에서는, 인장 강도가 750㎫∼2500㎫인 강판을 필요에 따라서 「고강도 강판」이라고 칭한다.

그 결과, 상기 종래의 기술과 같이, 너깃 내의 인성을 개선하는 것만으로는, 십자 인장 시험시에, 너깃의 내부에서 발생하는 저하중 파단을 억제할 수 있어도, 너깃의 주변의 열 영향부(HAZ)에서 발생하는 저하중 파단을 충분히 억제할 수 없는 것이 판명되었다.

여기서, 너깃이라 함은, 용접 전극간의 통전에 의해 용융되고, 그 후, 응고된 강판의 부위를 말한다. 열 영향부라 함은, Ac1점 이상, 용융 온도 미만으로 가열된 강판의 부위를 말한다.

이와 같이, 본 발명자들은, 신뢰성이 높은 스폿 용접 조인트를 얻기 위해서는, 너깃의 내부뿐만 아니라, 너깃의 주변부의 파단 하중도 아울러 개선하는 것이 필요한 것을 발견하였다. 그 때문에, 본 실시 형태에서는, 용융부의 내주에 응고 영역이 형성된 후, 응고 영역과, 응고 영역을 둘러싸는 열 영향부를, 고온으로, 장시간, 유지한다.

이하, 본 발명의 실시 형태에 대해 설명한다. 이하에 설명하는 각 실시 형태는, 용융부의 내주에 형성된 응고 영역과, 당해 응고 영역을 둘러싸는 열 영향부를, 고온으로 장시간 유지하는 것을 기본으로 한다. 단, 단순히, 종래의 유지 시간을 초과하여 장시간 유지하는 것만으로는, 신뢰성이 높은 용접 조인트를 얻을 수는 없다.

[고강도 강판]

우선, 스폿 용접에 사용하는 강판에 대해 설명한다.

(강종)

강종은 특별히 한정되지 않는다. 예를 들어, 2상 조직형(예를 들어, 페라이트 중에 마르텐사이트를 포함하는 조직, 페라이트 중에 베이나이트를 포함하는 조직), 가공 유기 변태형(페라이트 중에 잔류 오스테나이트를 포함하는 조직), 켄칭형(마르텐사이트 조직), 미세 결정형(페라이트 주체 조직) 등, 어느 타입의 강종이어도 된다.

본 실시 형태에서는, 어느 강종의 고강도 강판을 사용한 스폿 용접 조인트라도, 조인트 강도의 "저하 및 변동"을 억제하여, 파단 형태를 양호한 것으로 하므로, 신뢰성이 높은 용접 조인트를 얻을 수 있다.

또한, 고강도 강판과 겹치는 강판의 강종도 특별히 한정되지 않는다. 고강도 강판의 강종과 다른 강종의 강판이어도 된다. 예를 들어, 고강도 강판과 겹치는 강판을 연강판으로 해도 된다. 또한, 고강도 강판과 겹치는 강판을, 당해 고강도 강판의 강종과 동일한 강종의 강판으로 해도 된다.

(인장 강도)

복수매 겹친 강판 중 적어도 1매의 강판(고강도 강판)의 인장 강도는, 750㎫∼2500㎫로 한다. 통상, 고강도 강판의 인장 강도가 증가할수록, 높은 조인트 강도가 필요하다. 스폿 용접 조인트의 십자 인장력(CTS)은, 590㎫∼780㎫급 강판에서는, 강판의 강도에 비례하여 증가하지만, 780㎫ 이상의 강도의 강판에서는 감소한다.

고강도 강판의 인장 강도가 750㎫ 미만이면, 원래, 십자 인장력이 높고, 또한 스폿 용접 조인트에 대한 부하가 작다. 따라서, 용접부에 있어서의 파단 형태의 열화나, 조인트 강도에 관한 문제는 발생하기 어렵다. 따라서, 고강도 강판의 인장 강도를 750㎫ 이상으로 한다.

고강도 강판의 인장 강도가 2500㎫를 초과하면, 조인트 강도의 "저하와 변동"을 억제하는 것이 어려워진다. 또한, 이것에 수반하여, 용접부에 있어서의 파단 형태의 열화 및 너깃 내부에서의 결함이나 깨짐의 발생을 억제하는 것이 어려워진다. 따라서, 고강도 강판의 인장 강도를 2500㎫ 이하로 한다.

또한, 고강도 강판과 겹치는 강판의 인장 강도도 특별히 한정되지 않는다. 고강도 강판과 겹치는 강판을, 인장 강도가 750㎫∼2500㎫인 고강도 강판으로 해도 되고, 인장 강도가 750㎫ 미만인 강판으로 해도 된다. 예를 들어, 자동차 분야 등에서 사용되는 강 부재인 경우, 사용되는 강 부재에 따라서 인장 강도를 선택하면 된다.

(판 두께)

고강도 강판의 판 두께는 특별히 한정되지 않는다. 예를 들어, 자동차의 차체 등에 일반적으로 사용되고 있는 고강도 강판의 판 두께(0.5㎜∼3.2㎜) 정도이면 된다. 단, 고강도 강판의 판 두께의 증가에 수반하여 너깃의 주위에서의 응력 집중이 증가하므로, 고강도 강판의 판 두께는 2.6㎜ 이하가 바람직하다.

고강도 강판과 겹치는 강판의 판 두께는 특별히 한정되지 않는다. 겹치는 복수매의 강판의 판 두께가, 서로 달라도 된다. 예를 들어, 3매 이상의 강판을 겹치는 경우, 3매 이상의 강판의 각각의 판 두께가 달라도 된다. 3매 이상의 강판 중, 적어도 1매가 고강도 강판이면 되고, 그 외에는 연강판이어도 된다. 또한, 3매 이상의 강판을 겹치는 경우, 적어도 2매의 강판의 판 두께가 동일해도 된다. 또한, 일반적으로, 강판의 두께는 6㎜ 이하이다.

(탄소당량 Ceq)

고강도 강판의, 이하의 (1)식으로 나타내어지는 탄소당량 Ceq는, 0.20질량％∼0.55질량％의 범위인 것이 바람직하다. 탄소당량 Ceq가 0.20질량％ 미만에서는, 인장 강도가, 전술한 고강도 강판의 인장 강도의 하한값인 750㎫ 이상의 인장 강도가 얻어지지 않는다. 한편, 탄소당량 Ceq가 0.55질량％ 초과에서는, 인장 강도가, 전술한 고강도 강판의 인장 강도의 상한값인 2500㎫를 초과하므로, 바람직하지 않다. 고강도 강판과 겹치는 강판의 Ceq는, 어떠한 값이어도 된다.

[C], [Si], [Mn], [P] 및 [S]는, 각각 C, Si, Mn, P 및 S의 각 함유량(질량％)이다.

(성분 조성)

전술한 고강도 강판의 인장 강도(750㎫∼2500㎫)를 확보할 수 있는 성분 조성을 선택하면 된다. 스폿 용접 후의 강 부재가, 주로, 자동차 분야 등에서 사용되는 것을 고려하면, 고강도 강판의 성분 조성은, 이하의 성분 조성이 바람직하다. 또한, 이하에 있어서, ％는 질량％를 의미한다.

((C: 0.07질량％∼0.45질량％))

C는, 강의 인장 강도를 높이는 원소이다. 강 중의 C의 함유량이 많을수록, 너깃의 강도를 높일 수 있다. 그러나, 강 중의 C의 함유량이 0.07질량％ 미만이면, 750㎫ 이상의 인장 강도를 얻는 것이 어렵다. 한편, 강 중의 C의 함유량이 0.45질량％를 초과하면, 고강도 강판의 가공성이 저하된다. 따라서, 고강도 강판의 C의 함유량은, 0.07질량％∼0.45질량％가 바람직하다.

((Si: 0.001질량％∼2.50질량％))

Si는, 고용 강화 및 조직 강화에 의해, 강의 강도를 높이는 원소이다. 그러나, 강 중의 Si의 함유량이 2.50질량％를 초과하면, 강의 가공성이 저하된다. 한편, 강 중의 Si의 함유량을 공업적으로 0.001질량％ 미만으로 저감시키는 것은 기술적으로 어렵다. 따라서, 고강도 강판의 Si의 함유량은, 0.001질량％∼2.50질량％가 바람직하다.

((Mn: 0.8질량％∼5.0질량％))

Mn은, 강의 강도를 높이는 원소이다. 그러나, 강 중의 Mn의 함유량이 5.0질량％를 초과하면, 강의 가공성이 열화된다. 한편, 강 중의 Mn의 함유량이 0.8질량％ 미만이면, 750㎫ 이상의 인장 강도를 얻는 것이 어렵다. 따라서, 고강도 강판의 Mn의 함유량은, 0.8질량％∼5.0질량％가 바람직하다.

((P: 0.03질량％ 이하))

P는, 너깃을 취화하는 원소이다. 강 중의 P의 함유량이 0.03질량％를 초과하면, 너깃 내의 깨짐이 발생하기 쉬워져, 충분히 높은 조인트 강도를 얻는 것이 어렵다. 따라서, 고강도 강판의 P의 함유량은, 0.03질량％ 이하가 바람직하다. 또한, 강 중의 P의 함유량을 0.001질량％ 미만으로 저감시키는 것은, 비용의 점에서 바람직하지 않다. 따라서, 고강도 강판의 P의 함유량은, 0.001질량％ 이상이 바람직하다. 단, 고강도 강판의 P의 함유량을, 0.001질량％ 미만으로 해도 된다.

((S: 0.01질량％ 이하))

S는, 너깃을 취화하는 원소이다. 또한, S는, Mn과 결합하여 조대한 MnS를 형성하여, 강의 가공성을 저해하는 원소이다. 강 중의 S의 함유량이 0.01질량％를 초과하면, 너깃 내의 깨짐이 발생하기 쉬워짐으로써, 충분히 높은 조인트 강도를 얻는 것이 어려워진다. 또한, 강의 가공성이 저하된다. 따라서, 고강도 강판의 S의 함유량은, 0.01질량％ 이하가 바람직하다. 또한, 강 중의 S의 함유량을 0.0001질량％ 미만으로 저감시키는 것은, 비용의 점에서 바람직하지 않다. 따라서, 고강도 강판의 S의 함유량은, 0.0001질량％ 이상이 바람직하다. 단, 고강도 강판의 S의 함유량을, 0.0001질량％ 미만으로 해도 된다.

((N: 0.01질량％ 이하))

N은, 조대한 질화물을 형성하여, 강의 가공성을 열화시키는 원소이다. 또한, N은, 용접시의 블로우홀의 발생 원인이 되는 원소이다. 강 중의 N의 함유량이 0.01질량％를 초과하면, 강의 가공성의 열화나 블로우홀의 발생이 현저해진다. 따라서, 고강도 강판의 N의 함유량은, 0.01질량％ 이하가 바람직하다. 또한, 강 중의 N의 함유량을 0.0005질량％ 미만으로 저감시키는 것은, 비용의 점에서 바람직하지 않다. 따라서, 고강도 강판의 N의 함유량은, 0.0005질량％ 이상이 바람직하다. 단, 고강도 강판의 N의 함유량을, 0.0005질량％ 미만으로 해도 된다.

((O: 0.01질량％ 이하))

O는, 산화물을 형성하여, 강의 가공성을 열화시키는 원소이다. 강 중의 O의 함유량이 0.01질량％를 초과하면, 강의 가공성의 열화가 현저해진다. 따라서, 고강도 강판의 O의 함유량은 0.01질량％ 이하가 바람직하다. 또한, 고강도 강판의 O의 함유량을 0.0005질량％ 미만으로 저감시키는 것은, 비용의 점에서 바람직하지 않다. 따라서, 고강도 강판의 O의 함유량은, 0.0005질량％ 이상이 바람직하다. 단, 고강도 강판의 O의 함유량을, 0.0005질량％ 미만으로 해도 된다.

((Al: 1.00질량％ 이하))

Al은, 페라이트 안정화 원소이며, 베이나이트 변태시의 시멘타이트 석출 억제 등의 효과가 있다. 이로 인해, 강 조직의 제어를 위해 함유되어 있다. 또한, Al은 탈산재로서도 기능한다. 한편, Al은 산화되기 쉽다. Al의 함유량이 1.00질량％를 초과하고 있으면, 개재물이 증가함으로써, 강의 가공성이 열화되기 쉬워진다. 따라서, 고강도 강판의 Al의 함유량은, 1.00질량％ 이하인 것이 바람직하다.

고강도 강판은, 이상의 주요 원소 외에, 필요에 따라서, 이하의 원소를 선택적으로 함유해도 된다.

((Ti: 0.005질량％∼0.20질량％))

((Nb: 0.005질량％∼0.20질량％))

((V: 0.005질량％∼0.20질량％))

Ti, Nb 및 V는, 석출 강화와, 페라이트 결정립의 성장의 억제에 의한 세립 강화와, 재결정의 억제에 의한 전위 강화 중 적어도 어느 하나에 의해, 강의 강도의 상승에 기여하는 원소이다. 그러나, 어느 원소도, 강 중의 함유량이 0.005질량％ 미만이면 첨가 효과가 발현되기 어렵다. 한편, 강 중의 함유량이 0.20질량％를 초과하면, 강의 가공성을 저해한다. 따라서, 고강도 강판에 있어서의 이들 원소의 함유량은, 모두 0.005질량％∼0.20질량％가 바람직하다.

((B: 0.0001질량％∼0.01질량％))

B는, 강 조직을 제어하여 강을 강화하는 원소이다. 그러나, 강 중의 B의 함유량이 0.0001질량％ 미만이면 첨가 효과가 발현되기 어렵다. 한편, 강 중의 B의 함유량이 0.01질량％를 초과하면, 첨가 효과가 포화된다. 따라서, 고강도 강판의 B의 함유량은, 0.0001질량％∼0.01질량％가 바람직하다.

((Cr: 0.01질량％∼2.0질량％))

((Ni: 0.01질량％∼2.0질량％))

((Cu: 0.01질량％∼2.0질량％))

((Mo: 0.01질량％∼0.8질량％))

Cr, Ni, Cu 및 Mo는, 강의 강도의 향상에 기여하는 원소이다. 이들 원소는, 예를 들어 Mn(강도 향상 원소)의 일부 대신에 사용할 수 있다. 그러나, 어느 원소도, 강 중의 함유량이 0.01질량％ 미만이면 강도의 향상에 기여하지 않는다.

따라서, 고강도 강판에 있어서의 이들 원소의 함유량은, 모두 0.01질량％ 이상이 바람직하다. 한편, Cr, Ni 및 Cu의 강 중의 함유량이 2.0질량％를 초과하면, 강 중의 Mo의 함유량이 0.8질량％를 초과하는 경우에, 산세시나 열간 가공시에 지장이 발생하는 경우가 있다. 따라서, 고강도 강판의 Cr, Ni 및 Cu의 함유량은, 2.0질량％ 이하가 바람직하다. 또한, 고강도 강판의 Mo의 함유량은, 0.8질량％ 이하가 바람직하다.

((Ca, Ce, Mg 및 REM(rare earth metal) 중 적어도 1종: 합계로 0.0001질량％∼1.0질량％))

Ca, Ce, Mg 및 REM은, 탈산 후의 산화물의 크기나, 열연 강판 중에 존재하는 황화물의 크기를 작게 하여, 강의 가공성의 향상에 기여하는 원소이다. 그러나, 강 중에 있어서의 이들 원소의 함유량이 합계로 0.0001질량％ 미만이면 첨가 효과가 발현되기 어렵다. 한편, 강 중에 있어서의 이들 원소의 함유량이 합계로 1.0질량％를 초과하면, 강의 가공성이 저하된다. 따라서, 고강도 강판에 있어서의 이들 원소의 함유량은, 합계로, 0.0001질량％∼1.0질량％가 바람직하다.

또한, REM은, 란타노이드 계열에 속하는 원소이며, REM 및 Ce는, 제강의 단계에서 미슈 메탈로서 용강에 첨가할 수 있다. 또한, La나 Ce 외에, 란타노이드 계열의 원소가 복합으로 함유되어 있어도 된다.

고강도 강판에 있어서의 이상의 각 원소 이외의 잔부는, Fe 및 불가피적 불순물로 하면 된다. 또한, 전술한 Cr, Ni, Cu, Mo, B, Ti, Ni 및 V에 대해서는, 모두 상기 하한값 미만의 미량을 불순물로서 함유하는 것이 허용된다. 또한, Ca, Ce, Mg, La 및 REM에 대해서도, 그 합계량의 상기 하한값 미만의 미량을 불순물로서 함유하는 것이 허용된다.

이상, 고강도 강판의 성분 조성에 대해 설명하였지만, 고강도 강판과 겹치는 강판의 성분 조성은, 어떠한 성분 조성이어도 된다.

(도금)

고강도 강판의 표면에 도금층이 형성되어 있어도 된다. 또한, 고강도 강판과 겹치는 강판의 표면에 도금층이 형성되어 있어도 된다. 도금층의 종류는, 예를 들어 Zn계, Zn-Fe계, Zn-Ni계, Zn-Al계, Zn-Mg계, Pb-Sn계, Sn-Zn계, Al-Si계 등을 들 수 있다.

Zn계 도금층을 구비한 고강도 강판으로서는, 예를 들어 합금화 용융 아연 도금 강판, 용융 아연 도금 강판 및 전기 아연 도금 강판 등을 들 수 있다. 고강도 강판의 표면에 도금층이 형성되어 있으면, 스폿 용접 조인트가 우수한 내식성을 나타낸다. 도금층이, 고강도 강판의 표면에 합금화된 아연 도금층인 경우, 우수한 내식성이 얻어지고, 또한 도료의 밀착성이 양호해진다.

도금층의 도포량도 특별히 한정되지 않는다. 고강도 강판의 편면에 있어서의 도금층의 도포량을 100g/㎡ 이하로 하는 것이 바람직하다. 고강도 강판의 편면에 있어서의 도포량이 100g/㎡를 초과하면, 도금층이 용접시의 장해로 되는 경우가 있다. 도금층은, 고강도 강판의 편면에만 형성되어 있어도, 양면에 형성되어 있어도 된다. 또한, 도금층의 표층에 무기계 또는 유기계의 피막(예를 들어, 윤활 피막 등) 등이 형성되어 있어도 된다. 이상의 도금층에 관한 조건은, 고강도 강판과 겹쳐지는 강판에 대해서도 동일하다.

다음으로, 스폿 용접 방법의 예를 설명한다.

＜스폿 용접 방법의 제1 예>

우선, 스폿 용접 방법의 제1 예를 설명한다.

[스폿 용접]

도 1은, 스폿 용접을 개시할 때의, 적어도 1매의 고강도 강판을 포함하는 2매의 강판과 용접 전극의 배치의 일례를 나타내는 도면이다. 도 1에 나타내는 바와 같이, 강판(1A, 1B)을, 판면이 서로 대향하도록 겹친다. 겹쳐진 강판(1A, 1B)을, 상하로부터 용접 전극(2A, 2B) 사이에 끼우고, 소요의 가압력을 가하여, 용접 전극(2A, 2B)을 통전한다.

도 2는, 스폿 용접에 의해 형성된 너깃과 열 영향부의 일례를 모식적으로 나타내는 도면이다. 도 3은, 용접 전극에 통전할 때의 통전 패턴의 제1 양태예를 나타내는 도면이다. 또한, 여기서는, 설명을 간단하게 하기 위해, 적어도 1매의 고강도 강판을 포함하는 2매의 강판을 스폿 용접하는 경우를 예로 들어 나타낸다. 그러나, 전술한 바와 같이, 적어도 1매의 고강도 강판을 포함하는 3매 이상의 강판을 스폿 용접하는 경우라도, 이하에 나타내는 방법과 동일한 방법으로 스폿 용접을 행할 수 있다.

도 1에 나타내는 바와 같이 하여, 강판(1A, 1B)과, 용접 전극(2A, 2B)을 배치한다. 그리고, 예를 들어 도 3에 나타내는 통전 패턴으로 통전하면, 도 2에 나타내는 바와 같이, 강판(1A, 1B)의 경계에, 너깃(3)이 형성된다. 또한, 너깃(3)의 주위에, 열 영향부(4)가 형성된다. 또한, 강판(1A, 1B) 중 적어도 어느 한쪽은, 전술한 고강도 강판이다.

도 3에 나타내는 통전 패턴은, 이하와 같다. 또한, 이하의 전류는, 용접 전극(2A) 및 용접 전극(2B)의 사이를 흐르는 전류이다.

우선, 전류값이 본 용접 전류 I_W(kA)로 될 때까지, 전류값을 0(제로)으로부터 점증(업슬로프)시킨다. 그리고, 전류값을 본 용접 전류 I_W(kA)로 하여 본 용접을 행한다. 본 용접이 종료되면, 전류값을 0(제로)으로 하고, 전류값이 0(제로)인 상태를 본 용접 후 냉각 시간(응고 시간) t_S(msec) 유지한다. 본 용접 후 냉각 시간 t_S(msec)가 경과하면, 전류값을 후통전 전류 I_P(kA)로 하고, 전류값이 후통전 전류 I_P(kA)인 상태를 후통전 시간 t_P(msec) 유지하여, 후통전을 행한다. 후통전 시간 t_P(msec)가 경과하면, 전류값을 0(제로)으로 한다.

또한, 도 3에 나타내는 유지 시간 t_H(msec)는, 후술하는 바와 같이, 후통전을 종료한 후, 가압력 F_E(N)를 유지하는 시간이다.

또한, 전류값이 본 용접 전류 I_W(kA)로 될 때까지, 전류값을 0(제로)으로부터 점증(업슬로프)시키지 않고, 전류값을 즉시, 본 용접 전류 I_W(kA)로 해도 된다.

(가압력: F_E)

겹친 복수매의 강판을, 용접 전극(2A 및 2B)에 의해, 이하의 (2)식을 만족시키는 가압력 F_E로 가압하면서, 본 용접 전류 I_W를 통전한다.

h: 강판의 판 두께(㎜)

용접 전극(2A, 2B)의 강판(1A, 1B)에 대한 가압력 F_E는, 너깃(3)의 내부 및 열 영향부(4)에서의 결함이나 깨짐의 발생에 크게 영향을 미친다. 가압력 F_E가, 「1960×h」(N) 미만이면, 너깃(3)의 내부 및 열 영향부(4)에서의 결함 및 깨짐의 발생을 억제하는 것이 어려워진다. 그 결과, 스폿 용접 조인트의 파단 형태를 개선할 수 없어, 조인트 강도의 향상 및 조인트 강도의 변동의 저감을 달성하기 어렵다.

한편, 가압력 F_E가 「3920×h」(N)을 초과하면, 강판(1A, 1B)의 영역 중, 용접 전극(2A, 2B)이 접촉하는 영역이 크게 움푹 파인다. 따라서, 외관이 손상될 뿐만 아니라, 조인트 강도가 저하된다. 또한, 「3430×h」(N)을 초과하는 가압력 F_E를 얻기 위해서는, 용접 건(용접 전극(2A, 2B)에 가압력을 가하여 통전하는 장치)이, 강성이 높은 로봇 아암을 가질 필요가 있다. 따라서, 본 실시 형태에서는, 용접 전극(2A, 2B)의 강판(1A, 1B)에 대한 가압력 F_E를, 「1960×h」(N) 이상 「3920×h」(N) 이하로 한다.

또한, 용접 전극(2A, 2B)의 선단부 직경이 지나치게 커지면, 용접 전극(2A, 2B)의 선단부에서의 면압이 저하된다. 이에 의해, 파단 형태의 개선이 어려워진다. 또한, 파단 형태의 개선에 수반되는, 조인트 강도의 향상 및 조인트 강도의 변동의 저감을 달성하는 것이 어려워진다. 따라서, 용접 전극(2A, 2B)의 선단부 직경은 6㎜∼8㎜ 정도가 바람직하다.

상기 (2)식에 있어서, h는, 강판의 판 두께(㎜)이다. 2매의 강판의 판 두께가 다른(도 2에 나타내는 예에서는, 강판(1A, 1B)의 판 두께가 다름) 경우가 있다. 이 경우, 예를 들어 2매의 강판의 판 두께의 산술 평균값(강판(1A)의 판 두께와 강판(1B)의 판 두께의 산술 평균값)을 상기 (2)식 중의 「h」로서 사용하면 된다. 3매 이상의 복수매의 강판을 스폿 용접하는 경우에는, 예를 들어 당해 복수매의 강판의 판 두께의 총합을 구하고, 당해 총합을 2분한 값을 상기 (2)식의 「h」로서 사용하면 된다.

(본 용접 전류: I_W)

이상의 가압력 F_E로 강판(1A, 1B)을 가압하면서, 용접 전극(2A, 2B)에, 본 용접 전류 I_W를 통전하여, 본 용접을 행한다. 본 용접 전류 IW 및 본 용접 시간(본 용접 전류 I_W를 흘리고 있는 시간)은, 특별히 한정되지 않는다. 종래, 소요의 크기의 너깃을 안정적으로 얻는 데 채용하고 있는 용접 전류, 통전 시간과 동일 정도의 용접 전류, 통전 시간을, 본 용접 전류 I_W 및 본 용접 시간으로서 채용하면 된다.

또한, 예를 들어, 본 용접 시간에 있어서의 본 용접 전류를 제곱한 값의 본 용접 시간에 있어서의 평균값의 제곱근(즉, 본 용접 전류의 실효값), 또는 본 용접 전류의 최대값을, 본 용접 전류 I_W로서 채용할 수 있다.

스폿 용접 설비에 대해서는, 종래의 일반적인 스폿 용접 설비를 그대로 사용할 수 있다. 또한, 용접 전극 등에 대해서도, 종래의 용접 전극을 그대로 사용할 수 있다. 전원에 대해서도 특별히 한정되지 않고, 교류 전원, 직류 인버터, 교류 인버터 등을 사용할 수 있다.

(본 용접 후 냉각 시간: t_S)

본 용접 전류 I_W를, 소정의 시간, 용접 전극(2A, 2B)에 통전하고, 당해 통전이 종료된 직후, 본 용접시(본 용접 전류 I_W를 통전하고 있을 때)의 가압력 F_E를 그대로 유지하면서 통전을 멈춘다. 그리고, 이하의 식(3)을 만족시키는 본 용접 후 냉각 시간 t_S(msec), 그 상태를 유지한다. 이에 의해, 용융부를, 당해 용융부의 외주(즉, 용융부의 다른 영역과의 경계)로부터 응고시켜, 내측에 미응고 영역이 남는 쉘 형상의 응고 영역을 형성한다. 또한, 이하의 설명에서는, 용융부의 다른 영역과의 경계를, 필요에 따라서 용융 경계라고 칭한다.

h: 강판의 판 두께(㎜)

본 용접 전류 I_W의 통전이 종료된 직후로부터, 용융부의 응고가, 용융 경계로부터 시작된다. 도 4는, 응고되어 너깃으로 되는 용융부의 응고 도중의 양태의 일례를 모식적으로 나타내는 도면이다.

강판(1A, 1B)에 가압력 F_E로 가압하면서 용접 전극(2A, 2B)에 본 용접 전류 I_W를 통전하면, 응고되어 너깃으로 되는 용융부가 형성된다. 그 후, 통전이 종료되면, 용융 경계(3a)로부터 응고가 시작되어, 본 용접 후 냉각 시간 t_S가 경과하면, 응고 영역(5)이 형성된다. 이 시점에서, 응고 영역(5)의 내부에는, 미응고 영역(6)이 남는다. 응고 영역(5)의 주위에는, 열 영향부(4)가 형성된다.

미응고 영역(6)이 응고되어 너깃이 형성된다. 본 실시 형태에서는, 미응고 영역(6)이 존재하고 있을 때, 후통전을 개시한다. 즉, 본 용접 후 냉각 시간 t_S가, 후통전의 개시시의 응고 영역(5)의 폭(판면 방향의 길이)을 결정하게 된다.

탄소량이 비교적 많은 고강도 강판에서는, 본 용접 후의 본 용접 후 냉각 시간 t_S에 냉각되는 과정에서 마르텐사이트 변태가 발생한다. 이때, 구 오스테나이트립이 크면, 외관의 마르텐사이트 변태 온도가 상승한다. 이 마르텐사이트 변태 온도가 상승함으로써, 자동 템퍼링(오토 템퍼)이 발생하기 쉬워진다. 따라서, 후술하는 후통전에 의해 열 영향부(4)의 인성이 향상된다. 이 효과를 얻기 위해서는, 열 영향부(4)가 오스테나이트 단상일 필요가 있다. 그 때문에, 본 용접 후 냉각 시간 t_S를, 300(msec) 이하로 할 필요가 있다.

또한, 본 용접 후 냉각 시간 t_S가 300(msec)를 초과하면, 온도가 저하되어 응고 영역(5)이 확대된다. 따라서, 너깃(3)의 외주부 및 너깃(3)의 주변의 열 영향부(4)에서 후술하는 후통전의 효과(조직 개선·편석 개선의 효과)를 얻기 위해, 장시간의 후통전을 필요로 한다. 따라서, 스폿 용접 조인트의 생산성이 저하된다. 이와 같이, 300(msec)를 초과하는 본 용접 후 냉각 시간 t_S는 현실적이지 않다.

한편, 본 용접 후 냉각 시간 t_S가 「7×h＋5」(msec) 미만이면 용융부의 응고가 충분하지 않게 되어, 응고 영역(5)의 폭이 좁아진다. 또한, 본 용접 후 냉각 시간 t_S가, 「7×h＋5」(msec) 미만이면 구 오스테나이트립이 지나치게 커져, 후술하는 후통전에 의해 열 영향부(4)의 인성이 반대로 저하된다. 따라서, 후술하는 후통전의 효과(조직 개선·편석 개선의 효과)가 얻어지지 않아, 조인트 강도를 충분히 향상시키는 것이 어려워진다. 또한, 강판(1A, 1B)의 냉각 속도는, 강판의 판 두께 h가 클수록 느려진다. 일반적으로, 강판(1A, 1B)의 냉각 시간은, 강판의 판 두께 h가 클수록 지수 함수적으로 길어진다. 그러나, 스폿 용접 조인트에서 채용되는 강판의 일반적인 두께의 범위(예를 들어, 0.5㎜∼3.2㎜)에서는, 강판(1A, 1B)의 냉각 시간과, 강판의 판 두께 h의 관계를 선형 근사시킬 수 있다. 따라서, 본 실시 형태에서는, (3)식에 나타내는 바와 같이, 본 용접 후 냉각 시간 t_S의 하한값을 강판의 판 두께 h를 사용한 선형식으로 표현한다.

상기 (1)식에 나타내는 탄소당량 Ceq가 0.3질량％ 이상인 다양한 판 두께의 강판을 2매 겹쳐, 서보 건 타입의 용접기를 사용하여, 다양한 통전 패턴으로, 본 용접, 냉각, 후통전을 이 순서로 행하여 스폿 용접을 행하였다. 그리고, JIS Z 3137에 규정된 방법으로, 스폿 용접 조인트의 CTS(십자 인장력)를 측정하였다. 이하의 설명에서는, 이 스폿 용접 조인트를 필요에 따라서 제1 비통상 용접의 용접 조인트라고 칭한다.

또한, 이 제1 비통상 용접의 용접 조인트의 너깃 직경과 동일한 너깃 직경을 갖는 스폿 용접 조인트를, 상기 탄소당량 및 상기 판 두께를 갖는 2매의 강판을 겹쳐, 본 용접 후의 냉각과 후통전을 행하지 않는 것 외에는 상기와 동일한 방법으로 스폿 용접을 행하였다. 그리고, JIS Z 3137에 규정된 방법으로, 스폿 용접 조인트의 CTS(십자 인장력)를 측정하였다. 이하의 설명에서는, 이 스폿 용접 조인트를 필요에 따라서 제1 통상 용접의 용접 조인트라고 칭한다.

제1 비통상 용접의 용접 조인트에 있어서의 CTS와, 후통전을 하고 있지 않은 제1 통상 용접의 용접 조인트에 있어서의 CTS를 비교하였다.

도 5는, 본 용접 후 냉각 시간 t_S와 강판의 판 두께 h의 관계의 일례를 나타내는 도면이다.

도 5에 있어서, 제1 비통상 용접의 용접 조인트에 있어서의 CTS가, 제1 통상 용접의 용접 조인트에 있어서의 CTS에 비해, 20％ 이상 향상된 경우의, 본 용접 후 냉각 시간 t_S 및 강판의 판 두께 h에 기초하는 플롯을 ○로 나타낸다. 또한, 제1 비통상 용접의 용접 조인트에 있어서의 CTS가, 제1 통상 용접의 용접 조인트에 있어서의 CTS에 비해, 향상되지만 향상폭이 20％ 미만인 경우, 또는 향상되지 않은 경우의, 본 용접 후 냉각 시간 t_S 및 강판의 판 두께 h에 기초하는 플롯을 ▲로 나타낸다. 도 5에 나타내는 바와 같이, 횡축 h(㎜)는 이고, 종축은 t_S(msec)이다.

도 5에 있어서, ○와 ▲의 경계선을 회귀 곡선으로서 구하였다. 그 결과로부터, 상기 (3)식의 하한값을 결정하는 선형식을 얻었다.

이상의 점으로부터, 본 실시 형태에서는, 본 용접 후 냉각 시간 t_S를, 「7×h＋5」(msec) 이상, 300(msec) 이하로 한다.

단, 스폿 용접 조인트의 생산성의 저하를 피하기 위해, 본 용접 후 냉각 시간 tS를, 「7×h＋5」(msec) 이상 250(msec) 이하로 하는 것이 보다 바람직하다. 또한, 응고 영역(5)의 형성을 촉진시키기 위해서는, 본 용접 후 냉각 시간 t_S동안, 무통전으로 하는 것이 바람직하다. 단, 응고 영역(5)의 형성 속도와 온도를 조정하기 위해, 본 용접 후 냉각 시간 t_S, 본 용접 전류 I_W의 0.5배 이하의 전류를, 용접 전극(2A, 2B)에 통전해도 된다.

또한, (3)식의 강판의 판 두께 h로서, 예를 들어 상기 (2)식의 강판의 판 두께 h와 동일한 값을 채용한다. 또한, 본 용접 후 냉각 시간 t_S, 본 용접시의 가압력 F_E를 그대로 유지하면, 작업 효율상 바람직하다. 그러나, 본 용접 후 냉각 시간 t_S에 있어서의 가압력 F_E를, 상기 (2)식을 만족시키는 범위에서, 본 용접시의 가압력 F_E와 다르게 해도 된다.

(후통전 전류: I_P, 후통전 시간: t_P)

본 용접 후 냉각 시간 t_S가 경과하여, 소요의 폭의 응고 영역(5)이 형성된 직후, 본 용접시의 가압력 F_E(N)를 유지하여, 이하의 (4)식을 만족시키는 후통전 전류 IP(kA)를, 이하의 (5)식을 만족시키는 후통전 시간 t_P(msec), 용접 전극(2A, 2B)에 통전하여, 후통전을 행한다.

I_W: 본 용접 전류(kA)

따라서, (5)식을, 이하와 같이 바꾸어 쓸 수 있다.

전술한 바와 같이, 후통전 시간 t_P에 있어서의 가압력 F_E를, 상기 (2)식을 만족시키는 가압력으로 한다. 이 가압력 F_E는, 통상, 본 용접시(본 용접 전류 I_W를 통전할 때), 및 용융부를 용융 경계로부터 응고시켜, 쉘 형상의 응고 영역(5)을 형성할 때(본 용접 후 냉각 시간 t_S)에 있어서의 가압력 F_E와 동일하게 하면, 작업 효율상 바람직하다. 그러나, 상기 (2)식을 만족시키는 범위이면, 후통전 시간 t_P에 있어서의 가압력 F_E를 반드시 이들의 때와 동일하게 할 필요는 없다.

후통전 전류 I_P는, 쉘 형상의 응고 영역(5)의 조직이나 편석과, 응고가 완료된 너깃(3)의 조직이나 편석과, 열 영향부(4)의 조직이나 편석에 크게 영향을 미친다.

후통전 전류 I_P가 「0.66×I_W」(kA) 미만이면, 응고 영역(5) 및 열 영향부(4)는 입열이 충분하지 않아, 조직이나 편석을 개선하는 효과(조직 개선·편석 개선의 효과)가 얻어지지 않는다.

한편, 후통전 전류 I_P가 본 용접 전류 I_W(kA) 이상이면, 응고 영역(5) 및 열 영향부(4)가 지나치게 승온한다. 또한, 응고 영역(5)이 재용융된다. 따라서, 조직이나 편석을 개선하는 효과(조직 개선·편석 개선의 효과)가 얻어지지 않는다.

따라서, 본 실시 형태에서는, 후통전 전류 I_P를, 「0.66×I_W」(kA) 이상 「I_W」(kA) 미만으로 한다. 단, 조직이나 편석을 개선하는 효과를 보다 확실하게 얻기 위해, 후통전 전류 I_P를, 「0.70×I_W」(kA) 이상 「0.98×I_W」(kA) 이하로 하는 것이 바람직하다. 또한, 본 용접 전류 I_W로서 실효값을 채용하는 경우에는, 후통전 전류 I_P도 실효값을 채용하는 것이 바람직하다. 또한, 본 용접 전류 I_W로서 최대값을 채용하는 경우에는, 후통전 전류 I_P도 최대값을 채용하는 것이 바람직하다.

본 실시 형태의 스폿 용접 방법에서는, 후통전 전류 I_P를, 상기 식(5)를 만족시키는 시간(후통전 시간 t_P(msec)), 용접 전극(2A, 2B)에 통전한다. 이에 의해, 응고 영역(5) 및 열 영향부(4)에 있어서의 조직과 편석을 개선하여, 용접 조인트의 신뢰성을 높인다.

후통전 시간 t_P에 대해서는, 특허문헌 5의 단락 [0087]에, 「200msec를 초과하면, 조인트 강도의 향상 및 조인트 강도의 변동 저감의 효과가 작아지고, 또한 생산성이 저하되어 버린다.」라고 기재되어 있다. 즉, 특허문헌 5에는, 후통전 시간 t_P를 200(msec) 이하로 해야 하는 취지가 개시되어 있다.

그러나, 최근, 고강도 강판의 CTS의 향상은 긴요한 중요 과제이다. 따라서, 본 발명자들은, 종래의 상식이나 편견에 얽매이지 않고, 스폿 용접 조인트의 조인트 강도를 더욱 높이는 방법에 대해 예의 검토하였다.

특허문헌 5에는, 너깃 내부의 조직에 대해 기재되어 있다. 그러나, 플러그 파단하는 경우에 있어서의 CTS의 개선책에 대해서는 기재되어 있지 않다. 따라서, 본 발명자들은, 플러그 파단하는 경우에 있어서, 또한 CTS를 보다 높게 하는 후통전에 대해, 계통적인 실험을 행하였다.

(본 용접 후 냉각 시간: t_S)의 란에서 서술한 바와 같이, 상기 (1)식에 나타내는 탄소당량 Ceq가 0.3질량％ 이상인 다양한 판 두께의 강판을 2매 겹쳐, 서보 건 타입의 용접기를 사용하여, 다양한 통전 패턴으로, 본 용접, 냉각, 후통전을 이 순서로 행하여 스폿 용접을 행하였다. 그리고, JIS Z 3137에 규정된 방법으로, 스폿 용접 조인트의 CTS(십자 인장력)를 측정하였다. (본 용접 후 냉각 시간: t_S)의 란에서 서술한 바와 같이, 이하의 설명에서는, 이 스폿 용접 조인트를 필요에 따라서 제1 비통상 용접의 용접 조인트라고 칭한다.

또한, (본 용접 후 냉각 시간: t_S)의 란에서 서술한 바와 같이, 이 제1 비통상 용접의 용접 조인트의 너깃 직경과 동일한 너깃 직경을 갖는 스폿 용접 조인트를, 상기 탄소당량 및 상기 판 두께를 갖는 2매의 강판을 겹쳐, 본 용접 후의 냉각과 후통전을 행하지 않는 것 외에는, 상기와 동일한 방법으로 스폿 용접을 행하였다. 그리고, JIS Z 3137에 규정된 방법으로, 스폿 용접 조인트의 CTS(십자 인장력)를 측정하였다. (본 용접 후 냉각 시간: t_S)의 란에서 서술한 바와 같이, 이하의 설명에서는, 이 스폿 용접 조인트를 필요에 따라서 제1 통상 용접의 용접 조인트라고 칭한다.

도 6은, 후통전 시간 t_P와, 후통전 전류 I_P를 본 용접 전류 I_W로 나눈 값의 제곱한 값((I_P/I_W)²)과의 관계의 제1 예를 나타내는 도면이다.

도 6에 있어서, 제1 비통상 용접의 용접 조인트에 있어서의 CTS가, 제1 통상 용접의 용접 조인트에 있어서의 CTS에 비해, 20％ 이상 향상된 경우의, 후통전 시간 t_P, 후통전 전류 I_P 및 본 용접 전류 I_W에 기초하는 플롯을 ○로 나타낸다. 또한, 제1 비통상 용접의 용접 조인트에 있어서의 CTS가, 제1 통상 용접의 용접 조인트에 있어서의 CTS에 비해, 향상되지만 향상폭이 20％ 미만인 경우, 또는 향상되지 않은 경우의, 후통전 시간 t_P, 후통전 전류 I_P 및 본 용접 전류 I_W에 기초하는 플롯을 ▲로 나타낸다. 도 6에 나타내는 바와 같이, 횡축은 (I_P/I_W)²이고, 종축은 t_P(ms)이다.

스폿 용접 조인트에 있어서의 플러그 파단은, 열 영향부(4)에서 발생한다. 따라서, 플러그 파단 강도의 차이는, 열 영향부(4)에서의 균열의 전파에 대한 저항력의 차, 즉, 열 영향부(4)의 인성차에 기인한다고 추정하였다. 따라서, 열 영향부(4)의 인성에 크게 영향을 미치는 P와 S의 농도 분포를 FE-EPMA로 측정하였다. 그 결과, 도 6에 있어서, ○로 나타내어지는 조건(후통전 시간 t_P, 후통전 전류 I_P 및 본 용접 전류 I_W)에 의해 얻어진 제1 비통상 용접 조인트의 열 영향부(4)에서는, 제1 통상 용접의 용접 조인트의 열 영향부(4)에 비해, P와 S의 편석이 대폭 경감되어 있는 것을 알 수 있었다. 즉, 후통전에서 발생하는 열에 의해, 너깃(3)의 외주부 및 열 영향부(4)가 고온으로 유지되어, P와 S의 편석이 대폭 경감되었다고 추측된다.

후통전에 의해, 용융 경계의 내주에 형성된 응고 영역(5)이 재용융되면, 재응고된 재응고 영역에 있어서 P와 S의 편석이 증대되어, 너깃(3)의 인성이 저하된다. 그 결과, 저하중이라도, 너깃(3)의 내부에서 파단된다. 그러므로, 후통전 전류 I_P는, 응고 영역(5)이 용융되지 않는 값의 전류인 것이 요구된다. 즉, I_W＞I_P인 것이 요구된다. I_P/I_W는, 후통전시의 입열량(너깃(3)의 크기)을 정하는 지표이다. 따라서, I_P/I_W를 α(＜1)로 표현한다.

후통전에서 발생하는 열은, 후통전 전류 I_P의 제곱에 비례한다. 그러므로, 도 6에 있어서는, 횡축에 (I_P/I_W)²를 채용하였다. 또한, 후통전에서 발생하는 열의 일부는, 용접 전극(2A, 2B) 및 강판(1A, 1B) 전체로 빠져나간다. 이 빠져나가는 열량을 β로 둔다. 그렇게 하면, 후통전시에 있어서의 너깃(3) 및 열 영향부(4)의 승온에 작용하는 열량 Q는, 이하의 (6)식으로 나타낼 수 있다.

전술한 바와 같이, (3)식과 같이 하여 본 용접 후 냉각 시간 t_S를 정함으로써, 후통전에 의한 자동 템퍼링이 일어나기 쉬워진다. 이 자동 템퍼링에 의한 열 영향부(4)의 인성 향상을 위해 필요한 시간, 후통전 전류 I_P를 통전할 필요가 있다.

그리고, 너깃(3)의 외주부, 및 그 주위의 열 영향부(4)에 있어서의 P, S의 편석을 경감하여, 너깃(3) 및 열 영향부(4)의 인성을 충분히 개선하기 위해서는, 일정량의 열량 A를 초과하는 열량이 필요하다.

따라서, 스폿 용접부의 인성을 개선하기 위한 조건은, 이하의 (7)식을 변형하여 (8)식으로 된다.

도 6에 있어서, ○와 ▲의 경계선을 회귀 곡선으로서 구하였다(즉, (8)식의 계수 A 및 β를 구하였음). 그 결과로부터, 상기 (5)식을 얻었다.

너깃(3)의 외주부 및 열 영향부(4)에서, P와 S가 확산되어 편석이 저감되기 위해서는, 이 영역을 1050℃ 이상으로 가열할 필요가 있다. 그로 인해, α≥0.66인 조건이 필요하다.

도 7은, 후통전 시간 t_P와, 너깃(3)의 외주부 및 열 영향부(4)의 취화의 정도의 관계의 일례를 개념적으로 나타내는 도면이다. 도 7에서는, P와 S의 편석이 경감되어, 인성이 향상되는 경위를 개념적으로 나타낸다. 도 7에 있어서, 종축은, 편석이나 불충분한 자동 템퍼링에 의한 취화의 정도를 나타낸다. 종축의 아래의 값일수록, 편석이 경감됨과 함께 자동 템퍼링이 충분히 행해져, 인성이 향상된다. 너깃(3)의 외주부에서는, 용접부의 형성을 위한 본 용접에 의해, 거의 정상적인 온도(≒융점)에 도달하여, 완전히 승온되어 있다. 이에 반해, 열 영향부(4)에서는, 본 용접에 의해 충분히 승온되어 있지 않다.

또한, 후통전의 개시시, 열 영향부(4)의 온도는, 응고 직후에 고온의 너깃(3)의 외주부의 온도보다도 낮다. 그로 인해, 후통전에 의해, 열 영향부(4)를 고온으로 유지하여 열처리하기 위해서는, 너깃(3)의 외주부를 열처리하는 것에 비해 장시간을 필요로 한다. 이것이, 도 6에 나타내는 결과가 얻어지는 이유라고 추정된다.

후통전 시간 t_P가, 200(msec) 미만이면, 전술한 α(=I_P/I_W)의 선택의 범위가 좁아진다(도 6을 참조). 따라서, 후통전 시간 t_P를, 200(msec) 이상으로 하는 것이 바람직하고, 400(msec) 이상으로 하는 것이 보다 바람직하다. 후통전 시간 t_P의 상한값은, 특별히 정하지 않지만, 스폿 용접 조인트의 생산성을 고려하면, 2000(msec) 이하가 바람직하다.

(유지 시간: t_H)

이상의 조건에서 후통전을 행한 후, 서로 겹친 강판(1A, 1B)을, 용접 전극(2A, 2B)에 의해, 이하의 (9)식으로 규정하는 유지 시간 t_H(msec), 가압 유지한 후, 가압을 해방한다.

또한, (9)식에 나타내는 범위의 유지 시간 t_H에, 강판(1A, 1B)을 용접 전극(2A, 2B)에 의해 가압 유지할 때의 가압력 F_E(N)는, 예를 들어 상기 (2)식으로 규정하는 범위이다.

유지 시간 t_H는, 너깃(3) 및 열 영향부(4)의 조직이나, 너깃(3) 내의 결함이나 깨짐의 발생에 영향을 미친다. 유지 시간 t_H가 300(msec)을 초과하면, 스폿 용접 조인트의 생산성이 저하된다. 따라서, 본 실시 형태에서는, 유지 시간 t_H를 300(msec) 이하로 한다. 유지 시간 t_H는, 공냉을 조기에 개시하여, 소기의 효과를 안정적으로 얻기 위해서는 짧은 쪽이 바람직하다.

또한, 현존하는 용접기에서는, 용접 건의 동작에 지연이 발생하므로, 실제의 유지 시간 t_H는, 통상 설정한 유지 시간 t_H보다 길어진다. 따라서, 이것을 고려하여, 유지 시간 t_H를 설정할 필요가 있다.

또한, 후통전시에도 너깃(3)의 온도가 저하된다. 이로 인해, 유지 시간 t_H를 짧게 한 경우라도 수축 결함이나 깨짐이 발생하기 어렵다. 따라서, 용접 전극(2A, 2B)을 강판(1A, 1B)으로부터 즉시 이격시키는 것이 가능하면, 유지 시간 t_H를 0(제로)으로 해도 된다. 유지 시간을 0(제로)으로 하지 않는 경우에는, (9)식은, 이하의 (9a)식으로 된다.

＜스폿 용접 방법의 제2 예>

다음으로, 스폿 용접 방법의 제2 예를 설명한다. 스폿 용접 방법의 제1 예에서는, 본 용접과 후통전의 2회의 통전을 행하는 경우를 예로 들어 설명하였다. 이에 대해, 스폿 용접 방법의 제2 예에서는, 전통전을 행한 후에, 본 용접과 후통전을 행하는 경우를 예로 들어 설명한다. 이와 같이, 본 예는, 제1 예에 대해 전통전이 추가된 것과, 전통전이 추가된 것에 의해, 상기 (5)식을 변경하는 것이 가능해진 것이 다르다. 따라서, 본 예의 설명에 있어서, 제1 예와 동일한 부분에 대해서는, 도 1∼도 7에 부여한 부호와 동일한 부호를 부여하거나 하여 상세한 설명을 생략한다.

본 예에 있어서도, 도 1에 나타내는 바와 같이, 강판(1A)과 강판(1B)을, 판면이 서로 대향하도록 겹친다. 겹쳐진 강판(1A)과 강판(1B)을, 상하로부터 용접 전극(2A)과 용접 전극(2B) 사이에 끼우고, 소요의 가압력을 가하여 통전한다. 본 예에서도, 설명을 간단하게 하기 위해, 적어도 1매의 고강도 강판을 포함하는 2매의 강판을 스폿 용접하는 경우를 예로 들어 나타낸다. 단, 적어도 1매의 고강도 강판을 포함하는 3매 이상의 강판을 스폿 용접하는 경우라도, 이하에 나타내는 방법과 동일한 방법으로 스폿 용접을 행할 수 있다. 예를 들어, 적어도 2매의 고강도 강판을 포함하는 3매 이상의 강판 중 적어도 2매의 고강도 강판끼리를 겹친 상태로 하여, 당해 3매 이상의 강판을 스폿 용접할 수 있다.

일반적으로 고강도 강판은, 전기 저항이 크기 때문에, 본 용접시에, 발열하기 쉽다. 또한, 본 용접시에, 서로 인접하는 2매의 강판 사이의 간극이 존재할 수 있다. 본 용접시에, 용융 금속의 내압이, 코로나 본드에 작용하는 외압을 초과하면, 플래시가 발생한다. 전통전의 목적 중 하나는, 이 플래시의 발생을 억제하는 것이다.

도 8은, 용접 전극에 통전할 때의 통전 패턴의 제2 양태예를 나타내는 도면이다.

우선, 전류값을 전통전 전류 I_f(kA)로 하고, 전류값이 전통전 전류 I_f(kA)인 상태를 전통전 시간 t_f(msec) 유지하여, 전통전을 행한다. 전통전 시간 t_f(msec)가 경과하면, 전류값을 0(제로)으로 하고, 전류값이 0(제로)인 상태를 전통전 후 냉각 시간 t_C(msec) 유지한다. 전통전 후 냉각 시간 t_C가 경과하면, 전류값을 본 용접 전류 I_W(kA)로 하여 본 용접을 행한다. 본 용접이 종료되면, 전류값을 0(제로)으로 하고, 전류값이 0(제로)인 상태를 본 용접 후 냉각 시간(응고 시간) t_S(msec) 유지한다. 본 용접 후 냉각 시간 t_S(msec)가 경과하면, 전류값을 후통전 전류 I_P(kA)로 하고, 전류값이 후통전 전류 I_P(kA)인 상태를 후통전 시간 t_P(msec) 유지하여, 후통전을 행한다. 후통전 시간 t_P(msec)가 경과하면, 전류값을 0(제로)으로 한다. 또한, 도 8에 나타내는 유지 시간 t_H(msec)는, 제1 예에서 설명한 바와 같이, 후통전을 종료한 후, 가압력 F_E(N)를 유지하는 시간이다. 또한, 전통전의 개시시에, 전류값을 즉시 전통전 전류 I_f(kA)로 하지 않고, 전류값이 전통전 전류 I_f(kA)로 될 때까지, 전류값을 0(제로)으로부터 점증(업슬로프)시켜도 된다.

(가압력: F_E)

겹친 복수매의 강판을, 용접 전극(2A 및 2B)에 의해, 상기 (2)식을 만족시키는 가압력 F_E로 가압하면서, 전통전 전류 I_f를 통전한다. 전통전에 있어서는, 인접하는 2매의 강판(1A, 1B)의 간극을 억제하기 위해, 겹친 복수매의 강판을 가압한다. 본 실시 형태에서는, 전통전에 있어서의 가압력 F_E의 범위를, 본 용접 및 후통전에 있어서의 가압력 F_E의 범위와 동일한 범위로 함으로써, 작업 효율을 높이도록 한다.

(전통전 전류: I_f, 전통전 시간: t_f)

이상의 가압력 F_E로 강판(1A, 1B)을 가압하면서, 용접 전극(2A, 2B) 사이에, 이하의 (10)식을 만족시키는 전통전 전류 I_f(kA)를, 이하의 (11)식을 만족시키는 전통전 시간 t_f(msec), 통전하여, 전통전을 행한다.

I_W: 본용접 전류(kA)

전통전 전류 I_f를 본 용접 전류 I_W 이상으로 하면, 전통전시에 플래시가 발생할 우려가 있다. 한편, 전통전 전류 I_f를 본 용접 전류 I_W의 0.4배 미만으로 하면, 강판(1A, 1B)에 부여하는 열량이 충분하지 않게 된다. 그렇게 하면, 강판(1A, 1B)을 연화시킬 수 없어, 전술한 가압에 의해, 강판(1A, 1B) 사이의 간극을 충분히 저감시킬 수 없게 되어, 본 용접시에 플래시가 발생할 우려가 있다.

이상의 점으로부터, 본 실시 형태에서는, 전통전 전류 I_f를, 본 용접 전류 I_W의 0.4배 이상, 본 용접 전류 I_W 미만으로 한다. 단, 플래시의 발생을 보다 확실하게 억제하기 위해, 전통전 전류 I_f를, 본 용접 전류 I_W의 0.6배 이상, 본 용접 전류 I_W의 0.95배 이하의 범위로 하는 것이 바람직하다.

또한, 본 용접 전류 I_W로서 실효값을 채용하는 경우에는, 전통전 전류 I_f도 실효값을 채용하는 것이 바람직하다. 또한, 본 용접 전류 I_W로서 최대값을 채용하는 경우에는, 전통전 전류 I_f도 최대값을 채용하는 것이 바람직하다.

전통전 시간 t_f가 20(msec) 미만이면, 강판(1A, 1B)에 부여하는 열량이 충분하지 않게 된다. 그렇게 하면, 강판(1A, 1B)을 연화시킬 수 없어, 전술한 가압에 의해, 강판(1A, 1B) 사이의 간극을 충분히 저감시킬 수 없게 되어, 본 용접시에 플래시가 발생할 우려가 있다.

상기 (10)식에 나타내는 범위의 본 용접 전류 I_W이면, 전통전 시간 t_f가 길어도, 전용접시에 플래시가 발생하는 것을 억제할 수 있다. 따라서, 전통전 시간 t_f의 상한값은, 특별히 정하지 않지만, 스폿 용접 조인트의 생산성을 고려하면, 300(msec) 이하가 바람직하다.

(전통전 후 냉각 시간: t_C)

전통전 전류 I_f를, 전통전 시간 t_f, 통전하여, 당해 통전이 종료된 직후, 전통전시(전통전 전류 I_f를 통전하고 있을 때)의 가압력 F_E를 그대로 유지하면서, 통전을 멈춘다. 그리고, 이하의 (12)식을 만족시키는 전통전 후 냉각 시간 t_C(msec), 그 상태를 유지한다.

h: 강판의 판 두께(㎜)

코로나 본드의 성장을 위해, 전통전 후 냉각 시간 t_C를 0(제로) 초과의 시간으로 할 수 있다. 단, 전통전시에 플래시의 발생이 없으면, 전통전 후 냉각 시간 t_C를 0(제로)으로 할 수 있다. 또한, 전통전 후 냉각 시간 t_C가 「200＋7×h」(msec) 이상으로 되면, 강판(1A, 1B)이 지나치게 냉각되어, 본 용접시에, 강판(1A, 1B)이 융화되지 않게 될 우려가 있다. 강판(1A, 1B)의 냉각 속도는, 강판의 판 두께 h가 클수록 느려진다. 제1 예의 (본 용접 후 냉각 시간: t_S)의 란에서 설명한 바와 같이, 스폿 용접 조인트에서 채용되는 강판의 일반적인 두께의 범위(예를 들어, 0.5㎜∼3.2㎜)에서는, 강판(1A, 1B)의 냉각 시간과, 강판의 판 두께 h의 관계를 선형 근사시킬 수 있다. 따라서, 본 실시 형태에서는, (12)식에 나타내는 바와 같이, 전통전 후 냉각 시간 t_C의 상한값을 강판의 판 두께 h를 사용한 선형식으로 표현한다.

상기 (1)식에 나타내는 탄소당량 Ceq가 0.3질량％ 이상인 다양한 판 두께의 강판을 2매 겹치고, 그들 2매의 강판 사이의 일부 또는 전부의 영역에 다양한 양태로 간극을 형성하여, 서보 건 타입의 용접기를 사용하여, 다양한 통전 패턴으로, 전통전, 냉각, 본 용접, 냉각, 후통전을 이 순서로 행하여 스폿 용접을 행하였다. 그리고, 본 용접시에 있어서 플래시가 발생하는지 여부를 조사하였다.

도 9는, 전통전 후 냉각 시간 t_C와 강판의 판 두께 h의 관계의 일례를 나타내는 도면이다.

도 9에 있어서, 전술한 조사에 있어서 플래시가 발생하지 않은 경우의, 전통전 후 냉각 시간 t_C 및 강판의 판 두께 h에 기초하는 플롯을 ○로 나타낸다. 또한, 전술한 조사에 있어서 플래시가 발생한 경우의, 전통전 후 냉각 시간 t_C 및 강판의 판 두께 h에 기초하는 플롯을 ▲로 나타낸다. 도 9에 나타내는 바와 같이, 횡축 h(㎜)는이고, 종축은 t_C(msec)이다.

도 9에 있어서, ○와 ▲의 경계선을 회귀 곡선으로서 구하였다. 그 결과로부터, 상기 (12)식의 상한값을 결정하는 선형식을 얻었다.

이상의 점으로부터, 본 실시 형태에서는, 전통전 후 냉각 시간 t_C를, 0(제로) 이상, 200＋7×h」(msec) 이하로 한다.

또한, (12)식의 강판의 판 두께 h로서, 예를 들어 상기 (2)식의 강판의 판 두께 h와 동일한 값을 채용한다. 또한, 전통전 후 냉각 시간 t_C에, 전통전시의 가압력 F_E를 그대로 유지하면, 작업 효율상 바람직하다. 그러나, 전통전 후 냉각 시간 t_C에 있어서의 가압력 F_E를, 상기 (2)식을 만족시키는 범위에서, 전통전시의 가압력 F_E와 다르게 해도 된다.

또한, 전통전 후 냉각 시간 t_C를 확보하는 경우에는, (12)식은, 이하의 (12a)식으로 된다.

(본 용접 전류: I_W)

전통전 후 냉각 시간 t_C가 경과한 직후, 전통전시의 가압력 F_E를 그대로 유지하면서, 용접 전극(2A, 2B) 사이에, 본 용접 전류 I_W를 통전하여, 본 용접을 행한다. 제1 예에서 설명한 바와 같이, 본 용접 전류 I_W 및 본 용접 시간(본 용접 전류 I_W를 통전하고 있는 시간)은 특별히 한정되지 않는다. 또한, 본 용접 시간에, 전통전시의 가압력 F_E를 그대로 유지하면, 작업 효율상 바람직하다. 그러나, 본 용접 시간에 있어서의 가압력 F_E를, 상기 (2)식을 만족시키는 범위에서, 전통전시의 가압력 F_E와 다르게 해도 된다.

(본 용접 후 냉각 시간: t_S)

본 용접 전류 I_W를, 소정의 시간, 통전하여, 당해 통전이 종료된 직후, 전통전 및 본 용접시의 가압력 F_E를 그대로 유지하면서, 통전을 멈춘다. 그리고, 상기 (3)식을 만족시키는 본 용접 후 냉각 시간 t_S(msec), 그 상태를 유지한다.

본 용접 후 냉각 시간 t_S를 결정하는 방법은, 제1 예와 동일하다. 또한, 제1 예에서 설명한 바와 같이, 스폿 용접 조인트의 생산성의 저하를 피하기 위해, 본 용접 후 냉각 시간 t_S를, 「7×h＋5」(msec) 이상 250(msec) 이하로 하는 것이 보다 바람직하다. 또한, 응고 영역(5)의 형성을 촉진시키기 위해서는, 본 용접 후 냉각 시간 t_S동안, 무통전으로 하는 것이 바람직하지만, 응고 영역(5)의 형성 속도와 온도를 조정하기 위해, 본 용접 후 냉각 시간 t_S에, 본 용접 전류 I_W의 0.5배 이하의 전류를 통전해도 된다. 또한, 본 용접 후 냉각 시간 t_S에, 전통전 및 본 용접시의 가압력 F_E를 그대로 유지하면, 작업 효율상 바람직하다. 그러나, 본 용접 후 냉각 시간 t_S에 있어서의 가압력 F_E를, 상기 (2)식을 만족시키는 범위에서, 전통전 및 본 용접시의 가압력 F_E와 다르게 해도 된다.

(후통전 전류: I_P, 후통전 시간: t_P)

본 용접 후 냉각 시간 t_S가 경과하여, 소요의 폭의 응고 영역(5)이 형성된 직후, 전통전 및 본 용접시의 가압력 F_E(N)를 유지하여, 이하의 (13)식을 만족시키는 후통전 전류 I_P(kA)를, 이하의 (14)식을 만족시키는 후통전 시간 t_P(msec), 통전하여, 후통전을 행한다.

I_W: 본 용접 전류(kA)

따라서, (14)식은, 이하의 식과 같이 바꾸어 쓸 수 있다.

(13)식은, 상기 (4)식과 동일하다. 즉, 후통전 전류 I_P를 결정하는 방법은, 제1 예와 동일하다. 또한, 제1 예에서 설명한 바와 같이, 조직이나 편석을 개선하는 효과를 보다 확실하게 얻기 위해, 후통전 전류 I_P를, 「0.70×I_W」(kA) 이상 「0.98×I_W」(kA) 이하로 하는 것이 바람직하다. 또한, 후통전 시간 t_P에, 전통전 및 본 용접시의 가압력 F_E를 그대로 유지하면, 작업 효율상 바람직하다. 그러나, 후통전 시간 t_P에 있어서의 가압력 F_E를, 상기 (2)식을 만족시키는 범위에서, 전통전 및 본 용접시의 가압력 F_E와 다르게 해도 된다.

상기 (1)식에 나타내는 탄소당량 Ceq가 0.3질량％ 이상인 다양한 판 두께의 강판을 2매 겹쳐, 서보 건 타입의 용접기를 사용하여, 다양한 통전 패턴으로, 전통전, 냉각, 본 용접, 냉각, 후통전을 이 순서로 행하여 스폿 용접을 행하였다. 그리고, JIS Z 3137에 규정된 방법으로, 스폿 용접 조인트의 CTS(십자 인장력)를 측정하였다. 이하의 설명에서는, 이 스폿 용접 조인트를 필요에 따라서 제2 비통상 용접의 용접 조인트라고 칭한다.

이 제2 비통상 용접의 용접 조인트의 너깃 직경과 동일한 너깃 직경을 갖는 스폿 용접 조인트를, 상기 탄소당량 및 상기 판 두께를 갖는 2매의 강판을 겹쳐, 본 용접 후의 냉각과 후통전을 행하지 않는 것 외에는, 상기와 동일한 방법으로 스폿 용접을 행하였다. 그리고, JIS Z 3137에 규정된 방법으로, 스폿 용접 조인트의 CTS(십자 인장력)를 측정하였다. 이하의 설명에서는, 이 스폿 용접 조인트를 필요에 따라서 제2 통상 용접의 용접 조인트라고 칭한다.

제2 비통상 용접의 용접 조인트에 있어서의 CTS와, 후통전을 하고 있지 않은 제2 통상 용접의 용접 조인트에 있어서의 CTS를 비교하였다.

도 10은, 후통전 시간 t_P와, 후통전 전류 I_P를 본 용접 전류 I_W로 나눈 값을 제곱한 값((I_P/I_W)²)과의 관계의 제2 예를 나타내는 도면이다.

도 10에 있어서, 제2 비통상 용접의 용접 조인트에 있어서의 CTS가, 제2 통상 용접의 용접 조인트에 있어서의 CTS에 비해, 20％ 이상 향상된 경우의, 후통전 시간 t_P, 후통전 전류 I_P 및 본 용접 전류 I_W에 기초한 플롯을 ○로 나타낸다. 또한, 제2 비통상 용접의 용접 조인트에 있어서의 CTS가, 제2 통상 용접의 용접 조인트에 있어서의 CTS에 비해, 향상되지만 향상폭이 20％ 미만인 경우, 또는 향상되지 않은 경우의, 후통전 시간 t_P, 후통전 전류 I_P 및 본 용접 전류 I_W에 기초한 플롯을 ▲로 나타낸다. 도 10에 나타내는 바와 같이, 횡축은 (I_P/I_W)²이고, 종축은 t_P(msec)이다.

도 10은, 도 6에 대응하는 도면이다. 제1 예와 마찬가지로, 도 10에 있어서, ○와 ▲의 경계선을 회귀 곡선으로서 구하였다(즉, (8)식의 계수 A 및 β를 구하였음). 그 결과로부터, 상기 (14)식을 얻었다.

(14)식은, 상기 (5)식에 대응한다. 상기 (5)식에서는 계수 β는 「0.44」이다. 이에 대해, (14)식에서는 계수 β는 「0.4」이다. 따라서, 제1 예에 비해 제2 예의 쪽이, 후통전 시간 t_P의 하한값이 작아진다. 전통전을 행함으로써 열 영향부(4)에 대한 총 입열량이 커지기 때문이라고 생각된다.

또한, 제1 예에서 설명한 바와 같이, 후통전 시간 t_P가, 200(msec) 미만이면, 전술한 α(=I_P/I_W)의 선택의 범위가 좁아진다(도 10을 참조). 따라서, 후통전 시간 t_P를, 200(msec) 이상으로 하는 것이 바람직하고, 400(msec) 이상으로 하는 것이 보다 바람직하다. 후통전 시간 t_P의 상한값은, 특별히 정하지 않지만, 스폿 용접 조인트의 생산성을 고려하면, 2000(msec) 이하가 바람직하다.

또한, 본 예와 같이, (14)식을 채용하면, 후통전 시간 t_P의 하한값을 작게 할 수 있다. 단, 예를 들어 전통전을 행하는 경우와 행하지 않는 경우의 후통전 시간 t_P를 통일시킴으로써, 후통전 시간 t_P의 설정의 오류를 방지하기 위해, 본 예에 있어서도 (14)식이 아니라, 상기 (5)식을 채용해도 된다.

(유지 시간: t_H)

이상의 조건에서 후통전을 행한 후, 서로 겹친 강판(1A, 1B)을, 용접 전극(2A, 2B)에 의해, 상기 (9)식으로 규정되는 유지 시간 t_H(msec), 가압 유지한 후, 가압을 해방한다.

유지 시간 t_H를 결정하는 방법은, 제1 예와 동일하다. 또한, 제1 예에서 설명한 바와 같이, 실제의 유지 시간 t_H가, 설정한 유지 시간 t_H보다 길어지는 것을 고려하여, 유지 시간 t_H를 설정할 필요가 있다. 또한, 제1 예에서 설명한 바와 같이, 유지 시간 t_H를 0(제로)으로 해도 된다.

＜스폿 용접 조인트>

다음으로, 본 실시 형태의 스폿 용접 조인트에 대해 설명한다. 또한, 이하의 설명에서는, 상기 제1 통상 용접의 용접 조인트와 상기 제2 통상 용접의 용접 조인트를 총칭하는 경우, 이들을 필요에 따라서 통상 용접의 용접 조인트라고 칭한다. 또한, 상기 제1 비통상 용접의 용접 조인트와 상기 제2 비통상 용접의 용접 조인트를 총칭하는 경우, 이들을 필요에 따라서 비통상 용접의 용접 조인트라고 칭한다.

스폿 용접 방법의 제1 예 및 제2 예와 같이 하여 스폿 용접 조인트를 형성하면, 열 영향부(HAZ)에 있어서의 인성의 향상이 확인되었다. 본 발명자들은, 그 원인을 찾기 위해, 상기 통상 용접의 용접 조인트와, 상기 비통상 용접의 용접 조인트의 열 영향부의 조직을 전자 현미경으로 관찰하였다. 단, 여기서는, 상기 비통상 용접의 용접 조인트 중, CTS가, 상기 통상 용접의 용접 조인트의 CTS의 20％ 이상 향상되는 상기 비통상 용접의 용접 조인트를 채용하였다.

도 11a는, 상기 비통상 용접의 용접 조인트(상기 제1 비통상 용접의 용접 조인트)의 열 영향부의 조직 일례를 나타내는 도면(사진)이다. 또한, 도 11b는, 상기 통상 용접(상기 제1 통상 용접의 용접 조인트)의 용접 조인트의 열 영향부의 조직의 일례를 나타내는 도면(사진)이다. 도 11a 및 도 11b에 나타내는 바와 같이, CTS가, 상기 통상 용접의 용접 조인트 CTS의 20％ 이상 향상되는 상기 비통상 용접의 용접 조인트의 열 영향부에서는, 상기 통상 용접의 용접 조인트에 비해, 철계 탄화물이 많이 존재하는 것을 확인할 수 있었다. 이것은, 상기 제1 비통상 용접에서도, 상기 제2 비통상 용접에서도 확인할 수 있었다. 여기서 말하는 철계 탄화물은, 주로 시멘타이트(Fe₃C)이다. 단, 철계 탄화물은, 시멘타이트에 한정되지 않는다. 예를 들어, ε 탄화물(Fe₂ _.4C) 등이 철계 탄화물에 포함되는 경우가 있다. 또한, Mn이나 Cr 등의 다른 금속이 철계 탄화물에 포함되는 경우가 있다.

상기 (4)식 및 (5)식(상기 (13)식 또는 (14)식)의 조건으로 후통전을 행함으로써, 열 영향부(4)에의 입열이 커져, 열 영향부(4)에 있어서의 최고 도달 온도를 높게 할 수 있다. 따라서, 구 오스테나이트립이 커지므로, 외관의 마르텐사이트 변태 온도가 상승한다. 이 외관의 마르텐사이트 변태 온도가 상승함으로써, 후통전 후의 냉각 과정에 있어서, 비교적 고온에서, 열 영향부(4)에 있어서의 변태가 발생하여, 자동 템퍼링(오토 템퍼)이 발생하기 쉬워진다. 이에 의해, 미세한 철계 탄화물의 석출이 많이 보이게 된다. 이와 같이, 본 발명자들은, 열 영향부(4)에 있어서의 미세한 철계 탄화물의 석출이, 열 영향부(4)에 있어서의 인성의 향상에 기여하고 있는 것을 발견하였다.

따라서, 본 발명자들은, CTS가, 통상 용접의 용접 조인트 CTS의 20％ 이상 향상되는 복수의 비통상 용접의 용접 조인트의 열 영향부에 있어서의 철계 탄화물의 석출 상태를 조사하였다. 그 결과, CTS가, 통상 용접의 용접 조인트의 CTS의 20％ 이상 향상되는 비통상 용접의 용접 조인트이면, 이하에 설명하는 철계 탄화물의 석출 조건을 반드시 만족시키는 것을 확인하였다.

도 12a는, 철계 탄화물 석출 조건의 일례를 설명하는 도면이다. 도 12b는, 도 12a의 영역 A의 부분을 확대하여 나타내는 도면이다.

도 12a는, 스폿 용접에 의해 강판(1A, 1B)의 표면에 형성된 용접 자국의 중심을 통과하고, 또한 강판(1A, 1B)의 판 두께 방향을 따라 절단한 단면을 모식적으로 나타내는 도면이다. 용접 자국의 중심으로서는, 예를 들어 용접 전극(2A, 2B)의 (최선단부의 영역의) 목표 위치(타점 위치)를 채용할 수 있다. 또한, 실제로 형성된 용접 자국의 윤곽을 원으로 근사시켜, 당해 원의 중심을 용접 자국으로 할 수 있다.

이러한 단면에 있어서의 열 영향부(4) 내의 영역이며, 강판(1, 2)의 판 두께 방향, 판면 방향을 각각 세로 방향, 가로 방향으로 하는 한 변이 10㎛인 정사각형의 영역(123) 내에, 최장부의 길이가 0.1(㎛) 이상인 철계 탄화물이 10개 이상 석출되어 있는(존재하고 있는) 것을, 상기 철계 탄화물 석출 조건으로 한다.

여기서, 정사각형의 영역(123)의 중심의 위치는, 상기 단면에 있어서, 너깃(3)의 단부의 위치(120)로부터, 너깃(3)의 단부를 나타내는 선의 당해 위치(120)에 있어서의 접선(121)에 수직인 방향으로 100(㎛) 이격된 위치(102)이다.

또한, 너깃(3)의 단부 위치(120)는, 너깃(3)의 단부를 나타내는 선 상의 위치 중, 스폿 용접 조인트의 판 두께 방향의 중심을 중심으로 하고, 판 두께 방향을 따라, 스폿 용접을 행하기 전의 강판(1A, 1B)의 판 두께의 합계값인 총 판 두께 t_sum의 1/4배의 길이를 갖는 범위 내(도 12a의 t_sum/4로 나타내는 범위 내)의 위치이다. 또한, 도 12a에서는, 표기의 사정상, 강판(1A, 1B) 사이의 간극의 부분을 포함한 길이를 총 판 두께 t_sum으로서 표기한다. 그러나, 실제로는, 전술한 바와 같이, 강판(1A, 1B) 사이의 간극의 부분의 길이를 포함하지 않고, 스폿 용접을 행하기 전의 강판(1A, 1B)의 판 두께의 합계값을 총 판 두께 t_sum으로 한다.

스폿 용접 조인트의 판 두께 방향의 중심의 위치로서는, 예를 들어 전술한 단면에 있어서의, 용접 자국의 중심을 통과하는 부분의 판 두께 방향의 길이의 중앙의 위치를 채용할 수 있다.

또한, 철계 탄화물의 최장부의 길이로서는, 예를 들어 상기 단면에 있어서, 철계 탄화물의 단부를 나타내는 선의 임의의 2점 사이의 거리의 최대값을 채용할 수 있다. 또한, 상기 단면에 있어서, 철계 탄화물의 무게 중심의 위치를 통과하는 직선의 길이이며, 철계 탄화물의 단부를 구성하는 선의 2점 사이의 직선의 길이의 최대값을, 철계 탄화물의 최장부의 길이로서 채용해도 된다.

이상과 같이 하여 정사각형의 영역(123)을 정하는 것은, 이러한 영역(123)은 열 영향부(4)의 내부 영역이고, 또한 십자 인장 시험에 있어서, 플러그 파단이 발생할 때, 초기의 단계에서 균열이 발생하는 영역이기 때문이다.

또한, 강판(1A, 1B) 중 적어도 어느 한쪽은, 전술한 고강도 강판이다. 또한, 도 12a, 도 12b에 나타내는 예에서는, 2매의 강판(1A, 1B)을 스폿 용접하는 경우를 예로 들어 설명하였다. 그러나, 적어도 1매의 고강도 강판을 포함하는 3매 이상의 강판을 스폿 용접하는 경우라도, 전술한 철계 탄화물 석출 조건을 적용할 수 있다.

철계 탄화물의 관찰 방법의 일례를 설명한다. 우선, 상기 단면을 연마한다. 그 후, 정사각형의 영역(123)을 포함하는 영역의 전자 현미경 사진을 촬영한다. 이 전자 현미경 사진으로부터, 각 철계 탄화물의 최장부의 길이를 측정하고, 최장부의 길이가 0.1(㎛) 이상인 철계 탄화물의 개수를 센다. 이 철계 탄화물의 개수로부터, 전술한 철계 탄화물 석출 조건을 만족시키는지 여부를 판단할 수 있다. 또한, 이하의 설명에서는, 전술한 정사각형의 영역(123)을 필요에 따라서 철계 탄화물 계수 영역이라고 칭한다.

또한, 이상 설명한 본 발명의 실시 형태는, 모두 본 발명을 실시하는 것에 있어서의 구체화의 예를 나타낸 것에 불과하며, 이들에 의해 본 발명의 기술적 범위가 한정적으로 해석되어서는 안 되는 것이다. 즉, 본 발명은 그 기술 사상, 또는 그 주요한 특징으로부터 일탈하는 일 없이, 다양한 형태로 실현할 수 있다.

실시예

다음으로, 본 발명의 실시예에 대해 설명하지만, 실시예에서의 조건은, 본 발명의 실시 가능성 및 효과를 확인하기 위해 채용한 일 조건예이며, 본 발명은, 이 일 조건예에 한정되는 것은 아니다. 본 발명은, 본 발명의 요지를 일탈하지 않고, 본 발명의 목적을 달성하는 한에 있어서, 다양한 조건을 채용할 수 있는 것이다.

표 1에 나타내는 강판 A, B, C를 준비하였다. 강판 A는, 판 두께: 2.0(㎜), 인장 강도: 1470㎫급의 핫 스탬프 강판의 표면에 Al 도금을 실시한 것이다. 강판 B는, 판 두께: 1.6(㎜), 인장 강도: 1470㎫급의 핫 스탬프 강판의 표면에 Al 도금을 실시한 것이다. 강판 C는, 판 두께: 1.4(㎜), 인장 강도: 1470㎫급의 핫 스탬프 강판의 표면에 Zn 도금을 실시한 것이다. 또한, 표 1에 나타내는 강판 D, E를 준비하였다. 강판 D는, 판 두께: 1.2(㎜), 인장 강도: 1180㎫급의 냉연 강판의 표면에 Zn 도금을 실시한 것이다. 강판 E는, 판 두께: 1.4(㎜), 인장 강도: 980㎫급의 냉연 강판이다.

또한, 표 1에 나타내는 Ceq는, (1)식으로 나타내어지는 탄소당량이다. 또한, 표 1에서는, 표기의 사정상, C의 함유량만을 나타낸다. 강판 A∼E는, 전술한 성분 조성을, 전술한 상하한의 범위 내에서 함유하는 강판이다.

동일 강종, 동일 판 두께의 조합으로, 2매의 강판을 겹쳐, 표 2∼표 6에 나타내는 번호 1-1∼33, 2-1∼18의 용접 조건에서, 서보 건 타입의 용접기를 사용하여 스폿 용접을 행하였다. 그리고, JIS Z 3137에 규정된 방법으로, 스폿 용접 조인트의 CTS(십자 인장력)를 측정하였다. 측정 결과를 표 7, 표 8의 CTS의 란 및 통상 용접 조인트 강도비의 란에 나타낸다.

표 7, 표 8에 있어서, 통상 용접 조인트 강도비는, 번호 1-1∼33, 2-1∼18에 나타내는 용접 조건에서 형성된 스폿 용접 조인트의 CTS(비통상 용접의 용접 조인트의 CTS)로부터, 본 용접 후의 냉각과 후통전을 행하지 않는 것 외에는, 당해 용접 조건과 동일 조건에서 형성된 스폿 용접 조인트의 CTS(통상 용접의 용접 조인트의 CTS)를 감산한 값을, 당해 용접 조건에서 형성된 스폿 용접 조인트의 CTS(비통상 용접의 용접 조인트의 CTS)로 나눈 값에, 100을 곱한 것이다. 또한, 도 5, 도 6 및 도 10에 있어서도, 이 통상 용접 조인트 강도비가 20％ 이상 향상되었는지 여부에 의해 플롯의 종별을 바꾸고 있다. 통상 용접 조인트 강도비가 20％ 이상 향상되었는지 여부를 판정 기준으로 하고 있는 것은, 통상 용접 조인트 강도비가 20％ 이상 향상되어 있으면, 비통상 용접의 용접 조인트의 CTS와 통상 용접의 용접 조인트의 CTS에 유의차가 있다고 할 수 있기 때문이다.

또한, 표 2∼표 6에 나타내는 용접 조건에서 용접을 행함으로써 형성된 스폿 용접 조인트의 상기 철계 탄화물 계수 영역 내에 존재하는, 최장부의 길이가 0.1(㎛) 이상인 철계 탄화물의 수를 주사형 전자 현미경(SEM)으로 세었다. 그 결과를 표 7, 표 8의 철계 탄화물 석출 개수의 란에 나타낸다.

상기 철계 탄화물 계수 영역을 얻기 위해, 전극의 목표 위치를 용접 자국의 중심으로 하였다. 그리고, 당해 용접 자국의 중심을 통과하고, 또한 2매의 강판의 판 두께 방향을 따르도록, 당해 2매의 강판을 절단하고, 절단면을 연마하였다. 이 연마 후의 절단면을 주사형 전자 현미경으로 관찰하고, 상기 철계 탄화물 계수 영역을 확정하였다. 우선, 상기 연마 후의 절단면의 너깃의 단부의 위치이며, 스폿 용접 조인트의 판 두께 방향의 중심으로부터 판 두께 방향으로, 2매의 강판의 용접 전의 총 판 두께의 1/8배의 길이만큼 이격된 2개의 위치 중 1개를 특정하였다. 이 위치로부터, 너깃의 단부를 나타내는 선(너깃의 윤곽을 나타내는 선)의 당해 위치에 있어서의 접선에 수직인 방향으로 100(㎛) 이격된 위치를, 상기 연마 후의 절단면의 열 영향부 내의 영역으로부터 특정하였다. 그리고, 이 위치를 중심으로 하는 영역이며, 2매의 강판의 판 두께 방향, 판면 방향을 각각 세로 방향, 가로 방향으로 하는 한 변이 10㎛인 정사각형의 영역을 상기 철계 탄화물 계수 영역으로 하였다. 또한, 철계 탄화물의 단부를 나타내는 선의 임의의 2점 사이의 거리의 최대값을 최장부로 하였다.

모든 용접에 있어서, 선단부의 곡률 반경: 40(㎜)의 구리제의 돔 레이디어스형의 전극을 사용하였다. 강판 A, B 및 C는, 선단부 직경 8(㎜)의 전극을 사용하고, 가압력: 5000(N)으로 용접하였다. 강판 D, E는, 선단부 직경 6(㎜)의 전극을 사용하고, 가압력: 3500(N)으로 용접하였다. 또한, 가압 중에는, 가압력을 바꾸지 않도록 하였다.

또한, 표 5, 표 6에 나타내는 번호 2-1∼20의 용접 조건(전통전을 행하는 용접 조건)에서 스폿 용접을 행할 때에는, 2매의 강판 사이에 간극을 삽입하고, 본 용접시에 있어서의 플래시의 발생의 유무를 조사하였다. 조사 결과를 표 8의 「간극을 형성한 경우의 플래시의 유무」의 란에 나타낸다. 두께가 2(㎜)인 2매의 스페이서를, 전극의 목표 위치를 개재하여, 간격을 두고 서로 대향하도록, 2매의 강판 사이에 배치한다. 스페이서와 전극의 목표 위치의 간격을 20(㎜)로 하였다.

표 7, 표 8에 나타내는 바와 같이, 번호 1-4∼8, 1-12∼18, 1-20∼29 및 1-31∼33, 2-5∼7, 2-12, 2-13의 발명예에서는, 전술한 바와 같이 하여 규정하는 요건이 충족되어 있다(표 7, 표 8 참조). 따라서, 통상의 스폿 용접에 의한 용접 조인트의 조인트 강도에 비해 높은 조인트 강도(20％ 이상의 통상 용접 조인트 강도비)를 갖는 용접 조인트가 얻어져 있다.

또한, 강판 중의 P의 함유량이 0.03질량％를 초과하는 경우와, S의 함유량이 0.01질량％를 초과하는 경우에는, 용접 조건에 관계없이, 20％ 이상의 통상 용접 조인트 강도비가 얻어지지 않았다. 또한, 탄소당량 Ceq 및 그 밖의 성분 조성에 대해서는, 전술한 범위가 아닌 경우에, 고강도 강판의 특성(인장 강도, 가공성 등)이 저하되는 것이 확인되었다.

본 발명은, 예를 들어 스폿 용접을 제조 기술로서 사용하는 산업에 이용할 수 있다.

Claims

복수매의 강판을 겹쳐 스폿 용접함으로써 형성되는 스폿 용접 조인트이며,
상기 복수매의 강판 중 적어도 1매의 강판은, 인장 강도가 750㎫∼2500㎫인 고강도 강판이고,
상기 고강도 강판의 하기 (A)식으로 나타내어지는 탄소당량 Ceq는, 0.20질량％∼0.55질량％이고,
상기 스폿 용접에 의해 상기 강판의 표면에 형성된 용접 자국의 중심을 통과하고, 또한 상기 강판의 판 두께 방향을 따라 절단한 단면에 있어서의 열 영향부 내의 영역이며, 상기 강판의 판 두께 방향, 판면 방향을 각각 세로 방향, 가로 방향으로 하는 한 변이 10(㎛)인 정사각형의 영역 내에, 최장부의 길이가 0.1(㎛) 이상인 철계 탄화물이 10개 이상 존재하고,
상기 정사각형의 영역의 중심의 위치는, 상기 단면에 있어서, 너깃의 단부의 위치로부터, 당해 너깃의 단부를 나타내는 선의 당해 위치에 있어서의 접선에 수직인 방향으로 100(㎛) 이격된 위치이고,
상기 너깃의 단부의 위치는, 당해 너깃의 단부를 나타내는 선 상의 위치 중, 상기 스폿 용접 조인트의 상기 판 두께 방향의 중심을 중심으로 하고, 상기 판 두께 방향을 따라, 상기 복수매의 강판의 판 두께의 합계값인 총 판 두께의 1/4배의 길이를 갖는 범위 내에 있는 위치인 것을 특징으로 하는, 스폿 용접 조인트.

상기 (A)식에 있어서의 [C], [Si], [Mn], [P] 및 [S]는, 각각 C, Si, Mn, P 및 S의 각 함유량(질량％)임.
복수매의 강판을 겹쳐 스폿 용접하는 스폿 용접 방법이며,
상기 복수매의 강판 중 적어도 1매의 강판은, 인장 강도가 750㎫∼2500㎫인 고강도 강판이고,
상기 고강도 강판의 하기 (A)식으로 나타내어지는 탄소당량 Ceq는, 0.20질량％∼0.55질량％이고,
상기 겹친 복수매의 강판을, 용접 전극에 의해, 하기 (B)식을 만족시키는 가압력 F_E(N)로 가압한 상태에서, 본 용접 전류 I_W(kA)를 상기 용접 전극에 통전하는 본 용접을 행하는 공정과,
상기 본 용접이 종료되면, 하기 (B)식을 만족시키는 가압력 F_E(N)를 유지하여, 하기 (C)식을 만족시키는 본 용접 후 냉각 시간 t_S(msec), 상기 복수매의 강판을 냉각하는 본 용접 후 냉각을 행하는 공정과,
상기 본 용접 후 냉각이 종료되면, 하기 (B)식을 만족시키는 가압력 F_E(N)를 유지하여, 하기 (D)식을 만족시키는 후통전 전류 I_P(kA)를, 하기 (E)식을 만족시키는 후통전 시간 t_P(msec), 상기 용접 전극에 통전하는 후통전을 행하는 공정과,
상기 후통전이 종료되면, 상기 (B)식을 만족시키는 가압력 F_E(N)를, 하기 (F)식을 만족시키는 유지 시간 t_H(msec) 유지한 후, 상기 가압력 F_E(N)에 의한 가압을 해방하는 공정을 갖는 것을 특징으로 하는, 스폿 용접 방법.

상기 (A)식에 있어서의 [C], [Si], [Mn], [P] 및 [S]는, 각각 C, Si, Mn, P 및 S의 각 함유량(질량％)이고, 상기 (B)식 및 상기 (C)식에 있어서의 h는, 상기 강판의 판 두께(㎜)임.
복수매의 강판을 겹쳐 스폿 용접하는 스폿 용접 방법이며,
상기 복수매의 강판 중 적어도 1매의 강판은, 인장 강도가 750㎫∼2500㎫인 고강도 강판이고,
상기 고강도 강판의 하기 (A)식으로 나타내어지는 탄소당량 Ceq는, 0.20질량％∼0.55질량％이고,
상기 겹친 복수매의 강판을, 용접 전극에 의해, 하기 (B)식을 만족시키는 가압력 F_E(N)로 가압한 상태에서, 하기 (C)식을 만족시키는 전통전 전류 I_f(kA)를, 하기 (D)식을 만족시키는 전통전 시간 t_f(msec), 상기 용접 전극에 통전하는 전통전을 행하는 공정과,
상기 전통전이 종료되면, 하기 (B)식을 만족시키는 가압력 F_E(N)를 유지하여, 하기 (E)식을 만족시키는 전통전 후 냉각 시간 t_C(msec), 상기 복수매의 강판을 냉각하는 전통전 후 냉각을 행하는 공정과,
상기 전통전 후 냉각이 종료되면, 하기 (B)식을 만족시키는 가압력 F_E(N)를 유지하여, 본 용접 전류 I_W(kA)를, 상기 용접 전극에 통전하는 본 용접을 행하는 공정과,
상기 본 용접이 종료되면, 하기 (B)식을 만족시키는 가압력 F_E(N)를 유지하여, 하기 (F)식을 만족시키는 본 용접 후 냉각 시간 t_S(msec), 상기 복수매의 강판을 냉각하는 본 용접 후 냉각을 행하는 공정과,
상기 본 용접 후 냉각이 종료되면, 하기 (B)식을 만족시키는 가압력 F_E(N)를 유지하여, 하기 (G)식을 만족시키는 후통전 전류 I_P(kA)를, 하기 (H)식을 만족시키는 후통전 시간 t_P(msec), 상기 용접 전극에 통전하는 후통전을 행하는 공정과,
상기 후통전이 종료되면, 상기 (B)식을 만족시키는 가압력 F_E(N)를, 하기 (I)식을 만족시키는 유지 시간 t_H(msec) 유지한 후, 상기 가압력 F_E(N)에 의한 가압을 해방하는 공정을 갖는 것을 특징으로 하는, 스폿 용접 방법.

상기 (A)식에 있어서의 [C], [Si], [Mn], [P] 및 [S]는, 각각 C, Si, Mn, P 및 S의 각 함유량(질량％)이고, 상기 (B)식, 상기 (E)식 및 상기 (F)식에 있어서의 h는, 상기 강판의 판 두께(㎜)임.