KR20200103825A - 저항 스폿 용접 방법, 저항 스폿 용접 조인트의 제조 방법 - Google Patents

Abstract

저항 스폿 용접 방법의 제공을 목적으로 한다. 본 발명은, 2 장 이상의 강판을 중첩시킨 판 조합을, 1 쌍의 전극으로 협지하고, 가압하면서 통전하여 접합하는 저항 스폿 용접 방법으로서, 전류치 I_w (kA) 로 통전하는 주통전 공정을 실시하고, 그 후, 템퍼링 후 열처리 공정으로서, 식 (1) 에 나타내는 냉각 시간 t_ct (ms) 동안 냉각시킨 후, 식 (2) 에 나타내는 전류치 I_t (kA) 로, 식 (3) 에 나타내는 통전 시간 t_t (ms) 동안 통전을 실시하고, 판 조합 중 적어도 1 장의 강판은, 0.08 ≤ C ≤ 0.3 (질량％), 0.1 ≤ Si ≤ 0.8 (질량％), 2.5 ≤ Mn ≤ 10.0 (질량％), P ≤ 0.1 (질량％) 을 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지는 성분을 갖는다.
800 ≤ t_ct … (1)
0.5 × I_w ≤ I_t ≤ I_w … (2)
500 ≤ t_t … (3)

Description

저항 스폿 용접 방법, 저항 스폿 용접 조인트의 제조 방법

본 발명은, 저항 스폿 용접 방법, 저항 스폿 용접 조인트의 제조 방법에 관한 것이다.

최근, 자동차 차체에는, 연비 개선을 위한 차체 중량의 경감, 및 충돌 안전성의 확보의 관점에서, 여러 가지의 고강도 강판 (하이텐) 의 적용이 진행되고 있다. 이와 같은 고강도 강판으로 이루어지는 부재, 예를 들어 자동차의 조립 라인에 있어서의 자동차의 구조 부재의 접합으로서, 주로 저항 스폿 용접 (이하, 스폿 용접으로 칭하기도 한다) 이 사용되고 있다. 스폿 용접으로 접합된 용접 조인트는, 상기 서술한 바와 같이 충돌 안전성의 확보로부터, 충돌 변형시여도 파단되지 않는 강도 (인장 강도) 가 요구된다. 이 용접 조인트의 강도 (이하, 조인트 강도로 칭하기도 한다) 는, 일반적으로, 다음의 방법으로 평가된다. 용접 조인트의 스폿 용접부의 조인트 강도는, 조인트의 전단 방향에 대한 인장 강도 (전단 인장 강도) 인 TSS (Tensile shear strength) 와, 조인트의 박리 방향에 대한 인장 강도 (십자 인장 강도) 인 CTS (Cross tension strength) 로 평가된다.

스폿 용접부의 TSS 는, 모재의 인장 강도와 함께 증가되는 경향이 있다. 그러나, 스폿 용접부의 CTS 는, 모재의 인장 강도가 780 N/㎟ (780 ㎫) 이상에서는 저하되는 경우가 있는 것으로 되어 있다. CTS 가 저하되는 경우, 파단 형태는, 스폿 용접부의 주위의 모재 또는 HAZ 로 연성적으로 파단되는 플러그 파단으로부터 너깃 내에 취성적으로 파단되는 계면 파단 혹은 부분 플러그 파단으로 천이된다. 일반적으로, CTS 가 저하되는 원인으로는, 너깃 단부에서의 P, S 의 편석이나 급랭 후의 너깃 단부의 경화에 의해 취성적인 파괴가 일어나는 것으로 되어 있다. 이 취성적인 파괴를 해결하기 위하여, 본 통전 후에 재차 통전을 실시하는 후통전법의 검토가 여러 가지로 이루어지고 있다.

본 통전 후에 재차 통전을 실시하는 후통전법으로는, 예를 들어, 특허문헌 1, 2 에, 후통전으로서 단시간의 통전을 실시하는 기술이 개시되어 있다. 구체적으로는, 특허문헌 1 의 방법에서는, 0.70 × WC ≤ PC1 ≤ 0.90 × WC, 40 ≤ Pt1 ≤ 80 (단, WC : 용접 전류 (kA), PC1 : 용접 후 후가열 통전 전류 (kA), Pt1 : 용접 후 후가열 통전 시간 (ms) 을 나타낸다) 을 만족하는 후통전을 실시하는 것을, 특허문헌 2 의 방법에서는, 0.70 × WC ≤ PHC1 ≤ 0.90 × WC, 40 ≤ PHT1 ≤ 80 (단, WC : 용접 전류 (kA), PHC1 : 후가열 전류 (kA), PHT1 : 후가열 시간 (ms) 을 나타낸다) 을 만족하는 후통전을 실시하는 것을, 각각 기재하고 있다.

또, 특허문헌 3 에는, 너깃 형성 후, 장시간 냉각시킨 후에 초기 통전에 비하여 높은 전류치로 단시간의 후통전을 실시하는 템퍼 통전법에 의해, 십자 인장 강도를 높이는 기술이 기재되어 있다.

일본 공개특허공보 2011-67853호 일본 공개특허공보 2009-241086호 일본 공개특허공보 2010-172946호

그러나, 특허문헌 1, 2 에 기재된 기술을, 강판 성분으로서 Mn : 2.5 ∼ 10.0 질량％ 를 함유하는 강판 (이하, 이 강판을 중 Mn 강판으로 칭한다) 에 적용하려면, 이하의 과제가 존재한다.

너깃 단부의 인성을 얻기 위해서는, 먼저 본 통전에 의해, 너깃을 형성하고, 그 후 냉각 과정에 의해 마텐자이트 변태시키지 않으면 안된다. 그 후, 재통전에 의해 마텐자이트 조직을 템퍼링하여, 템퍼드 마텐자이트를 생성한다. 템퍼드 마텐자이트는 ??칭한 채로 마텐자이트와 비교하여 높은 인성을 나타내는 조직이기 때문에, 너깃 단부의 응력 집중에 크게 영향을 받는 CTS 를 향상시킬 수 있다. 그러나, 특허문헌 1, 2 에 기재된 기술에 있는 단시간의 냉각 및 후통전에서는, 완전한 마텐자이트 변태, 및 템퍼드 마텐자이트 조직을 생성할 수 없다. 그 때문에, 템퍼링에 의한 인성의 향상 효과를 얻지 못하여, 안정적인 조인트 강도를 얻을 수 없다.

특허문헌 3 에 기재된 기술은, 후통전을 초기 통전보다 높은 전류치로 실시하는 방법이지만, 동일하게 템퍼링의 효과를 얻을 수 없다.

또, 취성적인 파괴를 해결하는 그 밖의 방법으로서, 단통전만의 스폿 용접 방법도 있다. 그러나, 인장 강도가 780 ㎫ 이상인 고강도 강판에 이 방법을 적용하는 경우에는, 단통전만의 통전에 의해 소위 ??칭된 조직이 되고, 오스테나이트 조직이 마텐자이트 변태를 거쳐, 딱딱하여 깨지기 쉬운 마텐자이트 조직이 된다. 그 결과, 십자 인장 강도가 낮아지는 문제점이 있었다.

본 발명은 이러한 문제를 감안하여, 인장 강도가 780 ㎫ 이상인 고강도 강판, 특히 중 Mn 강판이어도, 스폿 용접부의 너깃 단부에 있어서의 취화를 방지하고, 또한 너깃 단부에 있어서의 편석을 경감시킴으로써, 조인트 강도를 향상시킬 수 있는 저항 스폿 용접 방법, 저항 스폿 용접 조인트의 제조 방법의 제공을 목적으로 한다.

상기 서술한 바와 같이, 강판의 고강도화가 진행됨에 따라, 십자 인장 강도는 저하된다. 그 원인은, 응고시의 편석이나, 급랭에 의해 경화 조직이 형성되는 것에 의한 너깃 단부의 취화인 것으로 되어 있다. 그래서, 본 발명자들은, 이와 같은 고강도 강판의 십자 인장 강도를 향상시키기 위한 방법, 즉, 인장 강도가 780 ㎫ 이상인 고강도 강판을 포함하는 판 조합의 저항 스폿 용접에 있어서의 십자 인장 강도가 저하되는 메커니즘 및 십자 인장 강도를 향상시키는 방법에 대해, 각각 예의 검토하였다.

그 결과, 십자 인장 강도를 향상시키기 위해서는, 적절한 후통전 조건이 있는 것이 분명해졌다. 구체적으로는, 먼저, 너깃 형성을 위하여 융점 이상까지의 가열을 목적으로 하여 전류치 I_W (kA) 로 통전하는 주통전을 실시한다. 그 후, 용융부가 응고를 거쳐, 오스테나이트로부터 마텐자이트로 변태하는 온도까지 급랭시키는 냉각 과정과, 계속하여, A₁ 점 바로 아래까지의 가열을 목적으로 한 전류치 I_t (kA) 를 통전하는 가열 과정을 부여함으로써, 너깃 단부의 경화 부분의 템퍼링의 효과가 얻어지는 것을 알 수 있었다.

또한, 너깃 형성을 위한 주통전 공정과 템퍼링 후 열처리 공정 사이에, 일단, 응고를 완료하기 위한 단시간의 냉각 과정 후, 융점 부근까지 재열을 실시하는 것을 목적으로 한 전류치 I_p (kA) 를 부여함으로써, 너깃 단부의 응고 편석을 완화시킬 수 있는 것을 알 수 있었다.

그리고, 이들의 과정을 형성함으로써, 통전 I_w (kA) 만의 경우와 비교하여, 십자 인장 강도가 향상된다. 이상의 결과로부터, 본 발명의 통전 패턴을 실시함으로써 십자 인장 강도를 향상시킬 수 있다.

본 발명은, 상기 서술한 지견에 기초하여 이루어진 것으로, 이하를 요지로 하는 것이다. [1] 2 장 이상의 강판을 중첩시킨 판 조합을, 1 쌍의 전극으로 협지하고, 가압하면서 통전하여 접합하는 저항 스폿 용접 방법으로서,

전류치 I_w (kA) 로 통전하는 주통전 공정을 실시하고,

그 후, 템퍼링 후 열처리 공정으로서,

식 (1) 에 나타내는 냉각 시간 t_ct (ms) 동안 냉각시킨 후,

식 (2) 에 나타내는 전류치 I_t (kA) 로, 식 (3) 에 나타내는 통전 시간 t_t (ms) 동안 통전을 실시하고,

상기 판 조합 중 적어도 1 장의 강판은,

0.08 ≤ C ≤ 0.3 (질량％),

0.1 ≤ Si ≤ 0.8 (질량％),

2.5 ≤ Mn ≤ 10.0 (질량％),

P ≤ 0.1 (질량％)

을 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지는 성분을 갖는 저항 스폿 용접 방법.

800 ≤ t_ct …식 (1)

0.5 × I_w ≤ I_t ≤ I_w …식 (2)

500 ≤ t_t …식 (3)

[2] 상기 주통전 공정과 상기 템퍼링 후 열처리 공정 사이에,

추가로 편석 완화 후 열처리 공정으로서,

식 (4) 에 나타내는 냉각 시간 t_cp (ms) 동안 냉각시킨 후,

식 (5) 에 나타내는 전류치 I_p (kA) 로, 식 (6) 에 나타내는 통전 시간 t_p (ms) 동안 통전을 실시하는 상기 [1] 에 기재된 저항 스폿 용접 방법.

10 ≤ t_cp …식 (4)

0.6 × I_w ≤ I_p ≤ 0.99 × I_w …식 (5)

400 ≤ t_p …식 (6)

[3] 상기 판 조합 중 적어도 1 장의 강판은, 인장 강도가 780 ㎫ 이상인 상기 [1] 또는 [2] 에 기재된 저항 스폿 용접 방법.

[4] 상기 [1] ∼ [3] 중 어느 하나에 기재된 저항 스폿 용접 방법을 이용한 저항 스폿 용접 조인트의 제조 방법.

본 발명에 의하면, 고강도 강판을 적어도 1 장 포함하는, 복수 장의 강판을 중첩시킨 판 조합에 대해 저항 스폿 용접 방법을 실시할 때에, 고강도 강판의 저항 스폿 용접부에 있어서의 너깃단의 편석을 줄임으로써, 저항 스폿 용접 조인트의 조인트 강도를 향상시킬 수 있고, 산업상 각별한 효과를 발휘한다. 특히, 중 Mn 강판을 적어도 1 장 포함하는 판 조합에 대해 저항 스폿 용접 방법을 실시하는 경우에, 상기 효과를 보다 향상시키는 것이 가능하다.

도 1 은, 본 발명의 일 실시형태에 관련된 저항 스폿 용접을 모식적으로 나타내는 단면도이다.
도 2 는, 본 발명의 일 실시형태에 관련된 통전 패턴을 나타내는 그래프이다.
도 3 은, 본 발명 그 밖의 실시형태에 관련된 통전 패턴을 나타내는 그래프이다.

이하, 각 도면을 참조하여, 본 발명의 저항 스폿 용접 방법, 저항 스폿 용접 조인트의 제조 방법에 대해 설명한다. 또한, 본 발명은 이 실시형태에 한정되지 않는다.

본 발명은, 1 장 이상의 고강도 강판을 포함하는 합계 2 장 이상의 강판을 저항 스폿 용접에 의해 접합하는 것이다. 도 1 에는, 일례로서, 2 장의 강판에 저항 스폿 용접을 실시하는 경우를 나타낸다. 도 1 에 나타내는 바와 같이, 본 발명의 저항 스폿 용접 방법은, 강판 (1, 2) 을 중첩시킨 판 조합 (3) 을, 판 조합 (3) 에 대해 하측에 배치되는 전극 (4) 및 상측에 배치되는 전극 (5) (즉, 상하 1 쌍의 전극) 으로 협지하고, 가압하면서 통전한다. 그리고, 필요 사이즈의 너깃 (6) 을 형성하여 용접 조인트를 얻는 것이다. 또한, 3 장 이상의 강판을 중첩시켜 판 조합 (3) 으로 해도 되고, 이 경우에도 상기한 용접 방법과 동일하게 하여 용접 조인트를 얻을 수 있다.

이와 같은 저항 스폿 용접 방법을 실시하는 바람직한 용접 장치로는, 상하 1 쌍의 전극을 구비하고, 1 쌍의 전극으로 용접하는 부분을 사이에 두고, 가압, 통전을 할 수 있고, 또한 용접 중의 가압력 및 용접 전류를 각각 임의로 제어 가능한 가압력 제어 장치 및 용접 전류 제어 장치를 갖고 있으면 된다.

또한, 가압 기구 (예를 들어 에어 실린더나 서보 모터 등) 나, 전류 제어 기구 (예를 들어 교류나 직류 등), 형식 (예를 들어 정치식, 로봇 건 등) 등은 특별히 한정되지 않는다. 전원의 종류 (단상 교류, 교류 인버터, 직류 인버터) 등도 특별히 한정되지 않는다. 전극의 형상도 특별히 한정되지 않는다. 전극의 선단의 형식은, 예를 들어 JIS C 9304 : 1999 에 기재되는 DR 형 (돔 라디우스형), R 형 (라디우스형), D 형 (돔형) 이다.

본 발명은, 고강도 강판을 포함하는 복수 장의 판 조합의 용접 방법에 적용할 수 있다. 예를 들어, 도 1 에 나타내는 저항 스폿 용접의 경우에는, 판 조합 (3) 중, 강판 (1) 및 강판 (2) 중 적어도 1 장의 강판이 고강도 강판이다.

고강도 강판은, 셀 계면에 용질이 편석되고, P, S 등의 불순물이 과도하게 농화되면 셀 계면이 취화되기 쉬워진다. 추가로 스폿 용접 후의 급랭에 의해, 너깃이 경화되기 쉬운 경향이 있다. 그러나, 본 발명에 의하면, 융점 바로 아래에서의 재열에 의한 편석의 확산과 마텐자이트 변태와 그 템퍼링을 일으키기 위한 충분한 냉각과 적절한 온도로의 재열을 실시함으로써, 너깃 단부의 인성을 향상시키고 있다. 이로써, 중 Mn 고강도 강판의 저항 스폿 용접부에 있어서의 너깃단의 편석이나 급랭 후의 너깃 단부의 경화에 의해 취성적인 파괴를 줄일 수 있다는 효과를 갖는다.

그 때문에, 본 발명에서는, 용접을 실시하는 판 조합 중, 적어도 1 장의 강판이, 0.08 ≤ C ≤ 0.3 (질량％), 0.1 ≤ Si ≤ 0.8 (질량％), 2.5 ≤ Mn ≤ 10.0 (질량％), P ≤ 0.1 (질량％) 을 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지는 성분을 갖는 고강도 강판으로 한다. 이와 같은 성분을 갖는 고강도 강판이어도, 상기 효과를 가질 수 있다. 이하, 각 성분에 있어서의 ％ 란, 질량％ 를 가리킨다.

C : 0.08 ％ 이상 0.3 ％ 이하

C 는 마텐자이트 등을 생성할 수 있는 점에서 강의 강화에 기여하는 원소이고, C 함유량이 0.08 ％ 미만이면, 강도 레벨이 상당히 낮아진다. 그 때문에, C 함유량 0.08 ％ 미만에서 인장 강도 780 ㎫ 이상의 강판을 제조하는 것은 매우 곤란하다. 한편, C 함유량이 0.3 ％ 를 초과하면, 강판의 강도는 높아지기는 하지만, 너깃과 그 주변의 열영향부가 과도하게 경화되어, 취화도 진행되기 때문에, 십자 인장 강도를 향상시키는 것은 곤란하다. 그 때문에, C 함유량은 0.08 ％ 이상 0.3 ％ 이하로 한다. C 함유량은, 보다 바람직하게는 0.10 ％ 이상이고, 보다 바람직하게는 0.2 ％ 이하이다.

Si : 0.1 ％ 이상 0.8 ％ 이하

Si 함유량이 0.1 ％ 이상이면, 강의 강화에 유효하게 작용한다. 한편, Si 함유량이 0.8 ％ 를 초과하면, 강은 강화되기는 하지만, 취화에 의한 연성 저하와, 인성에 악영향을 주는 경우가 있다. 그 때문에, Si 함유량은 0.1 ％ 이상 0.8 ％ 이하로 한다. Si 함유량은, 보다 바람직하게는 0.1 ％ 이상이고, 보다 바람직하게는 0.5 ％ 이하이다.

Mn : 2.5 ％ 이상 10.0 ％ 이하

상기 서술한 바와 같이, 본 발명은 중 Mn 강판에도 바람직하게 사용할 수 있고, 본 발명은 Mn 함유량이 2.5 ％ 이상인 고강도 강판을 대상으로 하는 것이 바람직하다. 그 이유는, Mn 함유량이 2.5 ％ 미만이면, 본 발명과 같이 장시간의 냉각을 주지 않고서도, 높은 조인트 강도를 얻을 수 있기 때문이다. 한편, Mn 함유량이 10.0 ％ 를 초과하면, 용접부의 취화 혹은 취화에 수반하는 균열이 현저하게 나타나기 때문에 조인트 강도를 향상시키는 것은 곤란하다. 그 때문에, Mn 함유량은 2.5 ％ 이상 10.0 ％ 이하로 한다. Mn 함유량은, 보다 바람직하게는 3.5 ％ 이상이고, 보다 바람직하게는 8.0 ％ 이하이다.

P : 0.1 ％ 이하

P 는 불가피적 불순물이지만, P 함유량이 0.1 ％ 를 초과하면, 용접부의 너깃단에 강편석이 나타나기 때문에 조인트 강도를 향상시키는 것은 곤란하다. 그 때문에, P 함유량은 0.1 ％ 이하로 한다. 보다 바람직하게는, P 함유량은 0.02 ％ 이하이다.

또한, 본 발명에서는, 상기한 고강도 강판의 성분에 더하여, 필요에 따라, Cu, Ni, Mo, Cr, Nb, V, Ti, B, Al, Ca 에서 선택되는 1 종 또는 2 종 이상의 원소를 임의 성분으로서 함유시켜도 된다.

Cu, Ni, Mo 는, 강의 강도 향상에 기여할 수 있는 원소이다. Cu 는 강의 강화에 유효하지만 지나치게 과잉되게 넣으면 균열 발생의 원인이 된다. 이 점에서 Cu 를 함유하는 경우에는, Cu 는 3 ％ 이하로 하는 것이 바람직하고, 1 ％ 이하로 하는 것이 보다 바람직하다. 또, 강의 강도 향상의 관점으로부터, Cu 를 함유하는 경우에는, Cu 는 0.005 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

Ni 는 ??칭성을 향상시키지만, 고가이다. 이 점에서 Ni 를 함유하는 경우에는, 제조 비용 상의 관점으로부터, Ni 는 3 ％ 이하로 하는 것이 바람직하고, 1 ％ 이하로 하는 것이 보다 바람직하다. 또, ??칭성 향상의 관점으로부터, Ni 를 함유하는 경우에는, Ni 는 0.005 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

Mo 는 ??칭성을 향상시키지만, 고가이고, 또 Mo 함유량이 1.0 ％ 이상에서는 효과가 포화된다. 이 점에서 Mo 를 함유하는 경우에는, Mo 는 1.0 ％ 이하로 하는 것이 바람직하고, 0.8 ％ 이하로 하는 것이 보다 바람직하다. 또, ??칭성의 향상과 강도 연성의 밸런스를 향상시키는 관점에서, Mo 를 함유하는 경우에는, Mo 는 0.005 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

Cr 은, ??칭성을 향상시킬 수 있는 원소이지만, 과잉되게 함유하면 HAZ 의 인성이 열화될 우려가 있다. 이 점에서 Cr 을 함유하는 경우에는, Cr 은 1.0 ％ 이하로 하는 것이 바람직하고, 0.8 ％ 이하로 하는 것이 보다 바람직하다. 또, ??칭성 향상의 관점으로부터, Cr 을 함유하는 경우에는, Cr 은 0.01 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

Nb, V 는, 석출 강화에 의해 조직 제어를 하여 강을 강화할 수 있는 원소이다. 그러나, Nb 를 과잉되게 함유하면 경질인 마텐자이트가 증대되는 원인이 되고, V 를 과잉되게 함유하면 인성의 열화를 일으킬 우려가 있다. 이 점에서 Nb 를 함유하는 경우에는, Nb 는 0.2 ％ 이하로 하는 것이 바람직하고, 0.1 ％ 이하로 하는 것이 보다 바람직하다. 또, HAZ 강도를 얻기 위해서는, Nb 를 함유하는 경우에는, Nb 는 0.005 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하다. V 를 함유하는 경우에는, V 는 0.5 ％ 이하로 하는 것이 바람직하고, 0.2 ％ 이하로 하는 것이 보다 바람직하다. 또, HAZ 연화 방지의 관점으로부터, V 를 함유하는 경우에는, V 는 0.003 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

Ti, B 는, ??칭성을 개선하여 강을 강화할 수 있는 원소이다. 그러나, Ti 를 과잉되게 함유하면 경질인 마텐자이트가 증대될 우려가 있다. 이 점에서 Ti 를 함유하는 경우에는, Ti 는 0.2 ％ 이하로 하는 것이 바람직하고, 0.1 ％ 이하로 하는 것이 보다 바람직하다. 또, 석출 강화를 향상시키는 관점으로부터, Ti 를 함유하는 경우에는, Ti 는 0.003 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

B 를 과잉되게 함유하면 상기 효과가 포화될 우려가 있다. 이 점에서 B 를 함유하는 경우에는, B 는 0.005 ％ 이하로 하는 것이 바람직하고, 0.004 ％ 이하로 하는 것이 보다 바람직하다. 또, HAZ 강도의 저하 방지의 관점으로부터, B 를 함유하는 경우에는, B 는 0.0001 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

Al 은, 오스테나이트 세립화에 의해 조직 제어를 할 수 있는 원소이지만, 과잉되게 함유하면 인성 열화의 원인이 된다. 이 때문에 Al 을 함유하는 경우에는, Al 은 2 ％ 이하로 하는 것이 바람직하고, 0.1 ％ 이하로 하는 것이 보다 바람직하다. 또, 탈산에 의해 강이 정화되는 관점으로부터, Al 을 함유하는 경우에는, Al 은 0.01 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

Ca 는, 강의 가공성 향상에 기여할 수 있는 원소이지만, 과잉되게 함유하면 인성의 열화를 일으킬 우려가 있다. 이 때문에 Ca 를 함유하는 경우에는, Ca 는 0.010 ％ 이하로 하는 것이 바람직하고, 0.005 ％ 이하로 하는 것이 보다 바람직하다. 또, 황화물의 영향을 개선하는 관점으로부터, Ca 를 함유하는 경우에는, Ca 는 0.0005 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

이상 설명한 바와 같이, 본 발명에서는, 이러한 효과를 얻기 위하여, 상기 성분에 더하여, 필요에 따라, Cu, Ni, Mo, Cr, Nb, V, Ti, B, Al, Ca 에서 선택되는 1 종 또는 2 종 이상의 원소를 첨가할 수 있다.

잔부 Fe 및 불가피적 불순물

상기한 성분 이외의 잔부는, Fe 및 불가피적 불순물이다.

또, 상기한 성분을 갖는 고강도 강판의 인장 강도는, 780 ㎫ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 상기 서술한 바와 같이, 특히 모재의 인장 강도가 780 ㎫ 이상인 경우, CTS 가 저하될 우려가 있다. 본 발명에 의하면, 인장 강도가 780 ㎫ 이상인 고강도 강판이어도, 너깃단에서의 P, S 의 편석이나 급랭 후의 너깃 단부의 경화에 의한 취성적인 파괴를 방지할 수 있기 때문에, CTS 의 저하를 억제할 수 있다. 또한, 인장 강도가 780 ㎫ 미만인 고강도 강판에서도, 당연히 상기 효과는 얻어진다.

또한, 용접을 실시하는 판 조합 중, 적어도 1 장의 강판이, 아연 도금 강판이어도, 상기 효과를 얻을 수 있다. 본 발명에 있어서 아연 도금 강판이란, 아연을 주성분으로 하는 도금층을 갖는 강판이고, 아연을 주성분으로 하는 도금층에는, 종래부터 공지된 아연 도금층을 모두 포함하는 것으로 한다. 구체적으로는, 아연을 주성분으로 하는 도금층으로서, 용융 아연 도금층이나 전기 아연 도금층을 비롯하여, Al 도금층, Zn-Al 도금층이나 Zn-Ni 층 등이 포함된다.

또, 중첩시키는 복수의 강판은, 동종 강판을 복수 장 중첩시켜도 되고, 혹은 이종 강판을 복수 장 중첩시켜도 된다. 각 강판의 판두께가 상이해도 아무런 문제없고, 도금층을 갖는 표면 처리 강판과 도금층을 갖지 않는 강판을 중첩시켜도 된다. 또한, 판두께가 증가하면, 너깃 단부에서의 응력이 집중되기 때문에, 0.4 ㎜ ∼ 2.2 ㎜ 가 바람직하다.

본 발명은, 강판을 중첩시켜 저항 스폿 용접하는 방법으로서, 도 1 에 나타내는 전극 (4) 및 전극 (5) 을 사용하여 판 조합 (3) (강판 (1) 및 강판 (2)) 에 통전하는 공정을, 이하와 같이 제어한다.

먼저, 전류치 I_w (kA) 로 통전하는 주통전 공정을 실시한다. 이어서, 템퍼링 후 열처리 공정으로서, 하기의 식 (1) 에 나타내는 냉각 시간 t_ct (ms) 동안 냉각시킨 후, 하기의 식 (2) 에 나타내는 전류치 I_t (kA) 로, 하기의 식 (3) 에 나타내는 통전 시간 t_t (ms) 동안, 통전을 실시한다.

800 ≤ t_ct …식 (1)

0.5 × I_w ≤ I_t ≤ I_w …식 (2)

500 ≤ t_t …식 (3)

[주통전 공정]

주통전 공정이란, 강판 (1) 및 강판 (2) 의 중첩부를 용융시켜 너깃 (6) 을 형성하는 통전 공정이다. 또한, 본 발명에서는, 주통전 공정에 있어서의 너깃 (6) 을 형성하기 위한 통전 조건, 가압 조건을 특별히 한정하지 않는다. 종래부터 사용되고 있는 용접 조건을 채용할 수 있다.

또한, 본 발명의 상기 강판 성분을 갖는 고강도 강판을 사용하는 경우에는, 주통전의 통전 조건은, 바람직하게는 120 ms ∼ 400 ms 로 한다. 가압 조건은, 바람직하게는 2.0 kN ∼ 4.0 kN 으로 한다.

[템퍼링 후 열처리 공정]

템퍼링 후 열처리 공정이란, 주통전 공정에서 형성된 너깃 (6) 에 대해, 너깃 단부를 템퍼링하여, 인성을 향상시키기 위한 후열 처리 공정이다. 너깃 단부를 템퍼링하여, 인성을 향상시키는 효과를 얻기 위해서는, 템퍼링 후 열처리 공정에 있어서의 용접 조건을 이하와 같이 제어하는 것이 중요하다.

먼저, 상기한 식 (1) 에 나타내는 냉각 시간 t_ct (ms) 동안 냉각을 실시하고, 그 후, 상기한 식 (2) 에 나타내는 전류치 I_t (kA) 로, 상기한 식 (3) 에 나타내는 통전 시간 t_t (ms) 동안 템퍼링 통전을 실시한다.

냉각 시간 t_ct (ms) 가 800 (ms) 미만인 경우, 너깃 (6) 을 마텐자이트 변태가 발생하는 온도까지 냉각시킬 수 없다. 그 결과, 마텐자이트 변태할 수 없는 잔류 오스테나이트는 재통전, 재냉각에 의해 마텐자이트 조직, 혹은 잔류 오스테나이트 조직이 된다. 이들은 템퍼드 마텐자이트가 아니기 때문에, 인성을 갖는 조직이 아니며, 딱딱한 조직인 채이다. 따라서, 냉각 시간 t_ct (ms) 는 800 (ms) 이상으로 한다. 템퍼링을 보다 진행시키기 위해서, 냉각 시간 t_ct (ms) 는, 바람직하게는 1000 (ms) 이상으로 하고, 보다 바람직하게는 1200 (ms) 이상이다.

또한, 냉각 시간 t_ct (ms) 의 상한은 특별히 한정되지 않지만, 냉각 시간 t_ct (ms) 는 20000 (ms) 이하로 하는 것이 바람직하다. 냉각 시간 t_ct (ms) 가 20000 (ms) 을 초과하는 경우, 상기한 효과의 향상은 보이지 않고, 생산성을 저해하므로 바람직하지 않다. 냉각 시간 t_ct 는, 바람직하게는 10000 (ms) 이하로 한다. 냉각 시간 t_ct 가 10000 (ms) 이하이면 충분한 템퍼링의 효과를 얻어지는 점에서, 너깃 단부의 오스테나이트 조직의 대부분을 템퍼드 마텐자이트 조직으로 할 수 있다. 생산성을 보다 중시하는 경우에는, 너깃 단부를 템퍼링하기 위한 후통전 시간으로서 냉각 시간 t_ct 를 2000 (ms) 이하로 하는 것이 보다 바람직하다.

템퍼링 통전의 전류치 I_t (kA) 가 0.5 × I_w (kA) 미만인 경우, 마텐자이트를 템퍼링하기 위하여 충분한 A₁ 점 바로 아래의 온도로 할 수 없다. 그 결과, 템퍼드 마텐자이트 조직이 되지 않아, 딱딱하여 깨지기 쉬운 채인 마텐자이트 조직이 되어, 너깃 단부의 인성을 향상시킬 수는 없다. 한편, 전류치 I_t (kA) 가 주통전의 전류치 I_w (kA) 를 초과하는 경우, A₁ 점을 초과하는 온도가 되기 때문에, 너깃 단부에 있어서의 템퍼링의 효과가 얻어지지 않는다. 따라서, 전류치 I_t (kA) 의 전류 범위는, 0.5 × I_w (kA) 이상 I_w (kA) 이하로 한다. 바람직하게는, 0.6 × I_w (kA) 이상이고, 0.99 × I_w (kA) 이하이다.

템퍼링 통전의 통전 시간 t_t (ms) 가 500 (ms) 미만인 경우, 본 발명에서 목적으로 하는 템퍼링의 효과를 얻기 위해서는 충분한 가열 시간이라고는 할 수 없다. 따라서, 통전 시간 t_t (ms) 는 500 (ms) 이상으로 한다. 통전 시간 t_t 는, 바람직하게는 1000 (ms) 이상이다. 너깃 단부를 보다 긴 시간 템퍼링하여 조인트 강도를 보다 향상시키기 위해서는, 1500 (ms) 이상으로 하는 것이 보다 바람직하다. 또한 템퍼링의 효과를 향상시키기 위해서는, 1800 (ms) 이상으로 하는 것이 더욱 바람직하다.

또한, 템퍼링 통전의 통전 시간 t_t (ms) 의 상한은 특별히 한정되지 않지만, 통전 시간 t_t (ms) 는 20000 (ms) 이하로 하는 것이 바람직하다. 통전 시간 t_t (ms) 가 20000 (ms) 을 초과하는 경우, 생산성을 저해하므로 바람직하지 않다. 통전 시간 t_t 는, 보다 바람직하게는 8000 (ms) 이하로 하고, 더욱 바람직하게는 3000 (ms) 이하로 한다.

여기서, 도 2 에, 상기한 본 발명의 저항 스폿 용접 방법에 있어서의 통전 패턴의 일례를 나타낸다. 주통전 공정 및 템퍼링 후 열처리 공정은, 도 2 에 나타내는 통전 패턴으로 제어된다.

구체적으로는, 주통전인 주통전 공정의 전류치를 I_w (kA), 주통전의 통전 시간을 t_w (ms) 로 설정한다. 또, 후통전인 템퍼링 후 열처리 공정의 냉각 시간을 t_ct (ms) 로 설정하고, 전류치를 I_t (kA) 로 할 때 그 전류치 I_t (kA) 를 주통전의 전류치 I_w (kA) 미만, 통전 시간을 t_t (ms) 로 설정한다. 그리고, 도 1 에 나타내는 바와 같이, 판 조합 (3) (강판 (1, 2)) 을 1 쌍의 전극 (4, 5) 으로 협지하고, 도 2 에 나타내는 통전 패턴으로 통전을 실시하여, 강판 (1, 2) 의 경계에 너깃 (6) 을 형성한다.

본 발명에 의하면, 주통전으로 형성되고 너깃 (6) 에 대해, 템퍼링 후 열처리 공정에 있어서, A₁ 점 바로 아래의 온도에서, 또한 500 (ms) 이상의 긴 시간을 들여 템퍼링 통전을 실시하기 때문에, 판 조합 (3) 에 상기한 강판 성분을 갖는 고강도 강판을 포함하는 경우여도, 너깃 (6) 의 단부를 템퍼링하여, 인성을 향상시킬 수 있다.

본 발명에서는, 조인트 강도를 보다 효과적으로 향상시키는 관점으로부터, 상기한 주통전 공정과 템퍼링 후 열처리 공정 사이에, 추가로 편석 완화 후 열처리 공정으로서, 하기의 식 (4) 에 나타내는 냉각 시간 t_cp (ms) 동안 냉각시킨 후, 하기의 식 (5) 에 나타내는 전류치 I_p (kA) 로, 하기의 식 (6) 에 나타내는 통전 시간 t_p (ms) 동안, 통전을 실시할 수 있다.

10 ≤ t_cp …식 (4)

0.6 × I_w ≤ I_p ≤ 0.99 × I_w …식 (5)

400 ≤ t_p …식 (6)

[편석 완화 후 열처리 공정] (적합 조건)

편석 완화 후 열처리 공정이란, 주통전 공정에서 형성된 너깃 (6) 에 있어서의, 너깃 단부의 편석을 줄이기 위한 후열 처리 공정이다. 너깃 단부의 편석을 줄이는 효과를 얻기 위해서는, 주통전 공정과 템퍼링 후 열처리 공정 사이에 실시하는 편석 완화 후 열처리 공정에 있어서의, 용접 조건을 이하와 같이 제어하는 것이 바람직하다.

먼저, 상기한 식 (4) 에 나타내는 냉각 시간 t_cp (ms) 동안 냉각을 실시하고, 그 후, 상기한 식 (5) 에 나타내는 전류치 I_p (kA) 로, 상기한 식 (6) 에 나타내는 통전 시간 t_p (ms) 동안, 재차 통전을 실시하는 것 바람직하다.

편석 완화 후 열처리 공정의 냉각 시간 t_cp (ms) 가 10 (ms) 미만에서는, 용융된 너깃 (6) 의 응고를 완료하는 데에 충분한 시간이라고 할 수 없는 경우가 있다. 그 결과, 너깃이 용융된 상태를 유지하고, 편석 완화 후 열처리 공정의 효과인 응고 후의 용질 원자 확산에 의한 불순물의 편석 완화가 달성되지 않는다. 따라서, 냉각 시간 t_cp (ms) 는 10 (ms) 이상으로 하는 것이 바람직하다. 보다 바람직하게는, 100 (ms) 이상이다. 더욱 바람직하게는, 200 (ms) 이상이다.

또한, 냉각 시간 t_cp (ms) 의 상한은 특별히 한정되지 않지만, 냉각 시간 t_cp (ms) 는 750 (ms) 이하로 하는 것이 바람직하다. 냉각 시간 t_cp (ms) 가 750 (ms) 을 초과하면, 냉각이 지나치게 진행되고, 그 후의 가열 과정 (편석 완화 후 열처리 공정의 편석 완화 통전) 에서, 융점 바로 아래까지 재열하기까지 시간을 필요로 하므로 바람직하지 않다. 보다 바람직하게는, 700 (ms) 이하이다. 더욱 바람직하게는, 250 (ms) 이하로 한다.

편석 완화 후 열처리 공정의 편석 완화 통전의 전류치 I_p (kA) 가 0.6 × I_w (kA) 미만에서는, 융점 부근까지 재열할 수 없을 우려가 있다. 한편, 전류치 I_p (kA) 가 0.99 × I_w (kA) 를 초과하면, 너깃 (6) 이 재용융되기 때문에, 융점 바로 아래의 고상 상태에서 응고 편석을 확산에 의해 완화시키는 효과가 얻어지지 않을 우려가 있다. 따라서, 전류치 I_p (kA) 의 전류 범위는, 0.6 × I_w (kA) 이상 0.99 × I_w (kA) 이하로 하는 것이 바람직하다. 보다 바람직하게는, 0.8 × I_w (kA) 이상이다. 융점 바로 아래의 온도에 근접하기 위해서는, 더욱 바람직하게는 0.87 × I_w (kA) 이상이고, 한층 더 바람직하게는 0.90 × I_w (kA) 이상이다. 보다 바람직하게는 0.98 × I_w (kA) 이하이다.

편석 완화 후 열처리 공정의 편석 완화 통전의 통전 시간 t_p (ms) 가 400 (ms) 미만에서는, 응고 편석을 확산에 의해 완화시키는 효과가 충분히 얻어지지 않을 우려가 있다. 따라서, 통전 시간 t_p (ms) 는 400 (ms) 이상으로 하는 것이 바람직하다. 보다 바람직하게는, 600 (ms) 이상이다.

또한, 편석 완화 후 열처리 공정의 편석 완화 통전의 통전 시간 t_p (ms) 의 상한은 특별히 한정되지 않지만, 통전 시간 t_p (ms) 는 8000 (ms) 이하로 하는 것이 바람직하다. 통전 시간 t_p (ms) 가 8000 (ms) 을 초과하면, 상기한 효과의 향상은 얻어지기 어렵고, 생산성을 저해하므로 바람직하지 않다. 통전 시간 t_p 는, 바람직하게는 7000 (ms) 이하로 하고, 보다 바람직하게는 2000 (ms) 이하로 한다.

여기서, 도 3 에, 주통전 공정과 템퍼링 후 열처리 공정 사이에, 추가로 편석 완화 후 열처리 공정을 포함하는, 본 발명의 저항 스폿 용접 방법에 있어서의 통전 패턴의 일례를 나타낸다. 주통전 공정, 편석 완화 후 열처리 공정 및 템퍼링 후 열처리 공정은, 도 3 에 나타내는 통전 패턴으로 제어된다.

구체적으로는, 주통전인 주통전 공정의 전류치를 I_w (kA), 주통전의 통전 시간을 t_w (ms) 로 설정한다. 또, 편석 완화 후 열처리 공정의 냉각 시간을 t_cp (ms) 로 설정하고, 편석 완화 통전의 전류치를 I_p (kA) 로 할 때 그 전류치 I_p (kA) 를 주통전의 전류치 I_w (kA) × 0.99 이하, 편석 완화 통전의 통전 시간을 t_p (ms) 로 설정한다. 또한, 후통전인 템퍼링 후 열처리 공정의 냉각 시간을 t_ct (ms) 로 설정하고, 후통전의 전류치를 I_t (kA) 로 할 때 그 전류치 I_t (kA) 를 주통전의 전류치 I_w (kA) 이하, 후통전의 통전 시간을 t_t (ms) 로 설정한다. 그리고, 도 1 에 나타내는 바와 같이, 판 조합 (3) (강판 (1, 2)) 을 1 쌍의 전극 (4, 5) 으로 협지하고, 도 3 에 나타내는 통전 패턴으로 통전을 실시하고, 강판 (1, 2) 의 경계에 너깃 (6) 을 형성한다.

또한, 전류치 I_p (kA) 와 전류치를 I_t (kA) 의 관계는, 바람직하게는 I_p ≥ I_t 로 한다. 편석 완화 통전 I_p 는 너깃 단부를 융점 바로 아래의 온도에서 편석을 완화시킨다. 한편, 템퍼링 후 열처리 통전의 전류치 I_t 는 너깃 단부를 A₁ 점 이하의 온도에서 유지함으로써 템퍼링을 실시하고 있다. A₁ 점은 융점보다 온도가 대폭 낮고, 냉각 시간 t_ct 로 냉각을 실시해도, 통상 전류치의 관계는 I_p ≥ I_t 이다.

본 발명에 의하면, 주통전으로 형성되고 너깃 (6) 에 대해, 편석 완화 후 열처리 공정에 있어서, 단시간 동안 냉각 후에 융점 부근까지 재열을 실시하기 때문에, 융점 바로 아래의 고상 상태에서 응고 편석을 확산에 의해 완화시키고, 너깃 (6) 단부의 편석을 줄일 수 있다. 이로써, 얻어지는 용접 조인트의 CTS 를 향상시키는 것이 가능해진다.

다음으로, 저항 스폿 용접 조인트의 제조 방법에 대해 설명한다.

본 발명은, 상기 서술한 저항 스폿 용접 방법을 이용한 저항 스폿 용접 조인트의 제조 방법이다. 본 발명의 저항 스폿 용접 조인트의 제조 방법에서는, 예를 들어, 2 장 이상의 강판을 중첩시킨 판 조합을 1 쌍의 전극으로 협지하고, 가압하면서 소정의 용접 조건으로 통전하는 저항 스폿 용접을 실시하고, 필요 사이즈의 너깃을 형성하여, 저항 스폿 용접 조인트를 얻는다. 또한, 강판이나 용접 조건 등은 상기 서술한 설명과 동일하다.

이상과 같이, 본 발명의 저항 스폿 용접 방법 및 저항 스폿 용접 조인트의 제조 방법은, 후공정 즉 템퍼링 후 열처리 공정에서의 용접 조건을 적절히 제어함으로써, 너깃 단부를 템퍼링하여, 인성을 향상시킨다. 이로써, 얻어지는 용접 조인트의 조인트 강도를 향상시킬 수 있다. 또한, 주통전 공정과 템퍼링 후 열처리 공정의 사이에, 재열의 공정 (편석 완화 후 열처리 공정) 을 실시함으로써, 너깃 단부의 응고 편석을 완화시켜, CTS 를 향상시킨다. 그 때문에, 판 조합에 고강도 강판으로서 상기한 강판 성분을 갖는 중 Mn 강판을 포함하는 경우여도, 조인트 강도를 보다 향상시킬 수 있다.

또한, 본 발명에 의해 얻어지는 너깃의 성분은, 0.05 ≤ C ≤ 0.35 (질량％), 0.1 ≤ Si ≤ 0.8 (질량％), 2.0 ≤ Mn ≤ 10 (질량％) 의 범위로 하는 것이 바람직하다. 너깃 내 성분의 산출 방법은, 상기 서술한 방법으로 제조한 샘플로부터 너깃을 잘라내고, 화학 분석에 의해 구해도 된다. 혹은, 용접부의 단면 사진으로부터 구하고, 그 비율을 상하 각각의 강판의 용융부의 단면적의 비율과 각각의 강판 성분의 함유량으로부터 환산해도 된다.

실시예

이하, 본 발명의 작용 및 효과에 대해, 실시예를 사용하여 설명한다. 또한, 본 발명은 이하의 실시예에 한정되지 않는다.

본 발명의 실시예로서, 상기 서술한 도 1 에 나타내는 바와 같이, 2 장의 강판 (하측의 강판 (1) 과 상측의 강판 (2)) 을 중첩시킨 판 조합 (3) 에 대해, C 건에 장착된 서보 모터 가압식으로 직류 전원을 갖는 저항 용접기를 사용하여 저항 스폿 용접을 실시하고, 필요 사이즈의 너깃 (6) 을 형성하여 저항 스폿 용접 조인트를 제조하였다.

시험편에는, 780 ㎫ 급 ∼ 1180 ㎫ 급까지의 판두께 1.2 ㎜ 의 고강도 강판 (강판 A ∼ 강판 F) 을 사용하였다. 시험편의 사이즈는, 장변 : 150 ㎜, 단변 : 50 ㎜ 로 하였다. 강판 A ∼ 강판 F 에는, 표 1-1 에 나타내는 성분 조성의 강판을 사용하였다. 이하, 강판의 성분 조성을 나타내는 ％ 는, 특별히 명기하지 않는 한 「질량％」를 의미한다.

먼저, 얻어진 시험편을 사용하여 판 조합 (3) 으로 하였다. 표 1-1 에 나타내는 바와 같이, 판 조합 a, b 는, 동일 종류의 중 Mn 강판을 2 장 중첩시킨 판 조합이다. 판 조합 c 는, 다른 종류의 중 Mn 강판을 중첩시킨 판 조합이고, 판 조합 d, e 는 중 Mn 강판과 고강도 강판을 중첩시킨 판 조합이다. 판 조합 f 는 고 C 성분의 동일 강판을 중첩시킨 판 조합이다. 판 조합 g 는 고 Mn 성분의 동일 강판을 중첩시킨 판 조합이다. 판 조합 h 는, 동일 종류의 중 Mn 강판을 3 장 중첩시킨 판 조합이다. 판 조합 i, j 는, 상기한 임의 성분을 함유하는 중 Mn 강을 중첩시킨 판 조합이다. 판 조합 a ∼ g, i, j 의 판두께는, 모두 동일하다.

다음으로, 각 판 조합 (3) 을 사용하여, 표 2-1 및 표 2-2 에 나타내는 용접 조건의 저항 스폿 용접을 실시하고, 필요 사이즈의 너깃 (6) 을 형성하여, 저항 스폿 용접 조인트를 얻었다. 또한, 이 때의 통전은, 이하에 나타내는 조건에서 실시하였다. 통전 중의 가압력은 일정하게 하고, 여기서는 3.5 kN 으로 실시하였다. 또, 하측의 전극 (4) 과 상측의 전극 (5) 은, 모두 선단의 직경 : 6 ㎜, 선단의 곡률 반경 : 40 ㎜ 로 하고, 크롬 구리제의 DR 형 전극을 사용하였다. 너깃 직경은, 판두께 : t (㎜) 로 할 때 5.5 √t (㎜) 이하가 되도록 형성하였다.

얻어진 저항 스폿 용접 조인트를 사용하여, 이하에 기재된 방법으로 CTS 의 평가를 실시하였다.

[CTS 의 평가]

CTS 의 평가는, 제조한 저항 스폿 용접 조인트에 대해, JISZ3137 에 규정된 방법으로 십자 인장 시험을 실시하고, CTS (십자 인장력) 를 측정하여 실시하였다. 측정치가 JIS A 급 (3.4 kN) 이상인 것에 대해 기호 ○ 를 부여하고, JIS A 급 미만인 것에 대해 기호 × 를 부여하였다. 또한, 본 실시예에서는, 기호 ○ 의 경우를 양호로 평가하고, 기호 × 의 경우를 떨어지는 것으로 평가한다. 표 2-1 및 표 2-2 에 용접 후의 저항 스폿 용접 조인트에 있어서의 CTS 의 평가 결과를 나타낸다.

[표 1-1]

[표 1-2

[표 2-1]

[표 2-2]

표 2-1 및 표 2-2 에 나타낸 바와 같이, 본 발명 방법에 따라 저항 스폿 용접을 실시한 본 발명예에서는, 양호한 저항 스폿 용접 조인트가 얻어졌다. 이에 반하여, 본 발명 방법의 용접 조건을 벗어나는 비교예에서는 양호한 조인트가 얻어지지 않는 것을 알 수 있다.

1 : 하측의 강판
2 : 상측의 강판
3 : 판 조합
4 : 하측의 전극
5 : 상측의 전극
6 : 너깃

Claims (4)

1. 2 장 이상의 강판을 중첩시킨 판 조합을, 1 쌍의 전극으로 협지하고, 가압하면서 통전하여 접합하는 저항 스폿 용접 방법으로서,
   전류치 I_w (kA) 로 통전하는 주통전 공정을 실시하고,
   그 후, 템퍼링 후 열처리 공정으로서,
   식 (1) 에 나타내는 냉각 시간 t_ct (ms) 동안 냉각시킨 후,
   식 (2) 에 나타내는 전류치 I_t (kA) 로, 식 (3) 에 나타내는 통전 시간 t_t (ms) 동안 통전을 실시하고,
   상기 판 조합 중 적어도 1 장의 강판은,
   0.08 ≤ C ≤ 0.3 (질량％),
   0.1 ≤ Si ≤ 0.8 (질량％),
   2.5 ≤ Mn ≤ 10.0 (질량％),
   P ≤ 0.1 (질량％)
   을 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지는 성분을 갖는 저항 스폿 용접 방법.
   800 ≤ t_ct …식 (1)
   0.5 × I_w ≤ I_t ≤ I_w …식 (2)
   500 ≤ t_t …식 (3)
2. 제 1 항에 있어서,
   상기 주통전 공정과 상기 템퍼링 후 열처리 공정 사이에,
   추가로 편석 완화 후 열처리 공정으로서,
   식 (4) 에 나타내는 냉각 시간 t_cp (ms) 동안 냉각시킨 후,
   식 (5) 에 나타내는 전류치 I_p (kA) 로, 식 (6) 에 나타내는 통전 시간 t_p (ms) 동안 통전을 실시하는 저항 스폿 용접 방법.
   10 ≤ t_cp …식 (4)
   0.6 × I_w ≤ I_p ≤ 0.99 × I_w …식 (5)
   400 ≤ t_p …식 (6)
3. 제 1 항 또는 제 2 항에 있어서,
   상기 판 조합 중 적어도 1 장의 강판은, 인장 강도가 780 ㎫ 이상인 저항 스폿 용접 방법.
4. 제 1 항 내지 제 3 항 중 어느 한 항에 기재된 저항 스폿 용접 방법을 이용한 저항 스폿 용접 조인트의 제조 방법.

Images