TWI587954B - Point welding joints and point welding method - Google Patents

Point welding joints and point welding method Download PDF

Info

Publication number
TWI587954B
TWI587954B TW103119395A TW103119395A TWI587954B TW I587954 B TWI587954 B TW I587954B TW 103119395 A TW103119395 A TW 103119395A TW 103119395 A TW103119395 A TW 103119395A TW I587954 B TWI587954 B TW I587954B
Authority
TW
Taiwan
Prior art keywords
welding
energization
steel sheet
mass
steel
Prior art date
Application number
TW103119395A
Other languages
English (en)
Other versions
TW201509575A (zh
Inventor
Chisato Wakabayashi
Fuminori Watanabe
Seiji Furusako
Yasunobu Miyazaki
Hiroyuki Kawata
Tohru Okada
Hideki Hamatani
Original Assignee
Nippon Steel & Sumitomo Metal Corp
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by Nippon Steel & Sumitomo Metal Corp filed Critical Nippon Steel & Sumitomo Metal Corp
Publication of TW201509575A publication Critical patent/TW201509575A/zh
Application granted granted Critical
Publication of TWI587954B publication Critical patent/TWI587954B/zh

Links

Classifications

    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K11/00—Resistance welding; Severing by resistance heating
    • B23K11/10—Spot welding; Stitch welding
    • B23K11/11—Spot welding
    • B23K11/115—Spot welding by means of two electrodes placed opposite one another on both sides of the welded parts
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K11/00—Resistance welding; Severing by resistance heating
    • B23K11/10—Spot welding; Stitch welding
    • B23K11/11—Spot welding
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K11/00—Resistance welding; Severing by resistance heating
    • B23K11/16—Resistance welding; Severing by resistance heating taking account of the properties of the material to be welded
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K2103/00—Materials to be soldered, welded or cut
    • B23K2103/02—Iron or ferrous alloys
    • B23K2103/04—Steel or steel alloys

Landscapes

  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • Resistance Welding (AREA)
  • Arc Welding In General (AREA)
  • Heat Treatment Of Sheet Steel (AREA)

Description

點熔接接頭及點熔接方法 發明領域
本發明係關於藉由重疊複數片鋼板並施行點熔接而形成的接頭。
發明背景
近年，汽車領域為求低燃油化、削減CO2排放量，而要求車體輕量化。又，為提升碰撞安全性，便要求車體構件高強度化。為滿足該等要求，諸如車體、零件等使用高強度鋼板係屬有效。當車體組裝、零件安裝等之時，主要係使用點熔接。當將含有至少1片拉伸強度達750MPa以上之鋼板的複數片鋼板施行點熔接時，熔接接頭的強度會構成問題。
對經重疊複數片鋼板並施行點熔接而形成的接頭(以下亦稱「點熔接接頭」)而言，拉伸強度係屬於重要特性。該拉伸強度係有：朝剪切方向負荷拉伸荷重並測定的拉伸剪切力(TSS)、以及朝剝離方向負荷拉伸荷重並測定的十字拉伸力(CTS)。另外，拉伸剪切力與十字拉伸力的測定方法係由JIS Z 3136及JIS Z 3137規定。
由拉伸強度270MPa~600MPa的複數片鋼板所形成點 熔接接頭的CTS，會隨鋼板強度的增加而增加。所以，由拉伸強度270MPa~600MPa的鋼板所形成點熔接接頭，不易發生相關接頭強度的問題。但是，由含有至少1片拉伸強度達750MPa以上之鋼板的複數片鋼板所形成點熔接接頭，其CTS係即便鋼板的拉伸強度增加，仍不會增加、甚或減少。
一般由含有至少1片拉伸強度達750MPa以上之鋼板的複數片鋼板所形成點熔接接頭，CTS容易降低。因變形能力降低而導致對熔接部的應力集中提高、以及因淬火進入熔接部而導致熔接部的韌性降低，便屬此理由所致。所以，對由含有至少1片拉伸強度達750MPa以上之鋼板的複數片鋼板所形成點熔接接頭，要求CTS提升。
確保由含有至少1片拉伸強度達750MPa以上之鋼板的複數片鋼板所形成點熔接接頭的強度與韌性之方法，有在主通電之後，再施行後通電的2段式通電方法。
專利文獻1有記載：從主通電結束起經一定時間後，藉由施行回火通電，而對點熔接接頭(點熔接塊部及熱影響區)施行退火，俾使硬度降低的方法。
但是，此項方法必需在施行回火通電之前，便幾乎完成麻田散鐵變態。所以，在主通電結束後，需要較長的冷卻時間。又，此項方法會軟化點熔接塊而導致剪切力降低。
再者，確保由含有至少1片拉伸強度達750MPa以上之鋼板的複數片鋼板所形成點熔接接頭的強度與韌性之方法，係有在熔接後，利用熔接外的其他加熱手段加熱熔接部之方法。專利文獻2有記載：在熔接後，利用高頻加熱熔接部而施行回火處理 的方法。
但是，此項方法在熔接後尚需要其他步驟，導致作業順序趨於煩雜。又，此項方法需要為能利用高頻的特殊裝置。又，此項方法會軟化點熔接塊而導致剪切力降低。
再者，專利文獻3有記載：經利用主熔接形成點熔接塊之後，再利用主熔接電流以上的電流施行後通電的方法。
但是，此項方法若延長後通電時間，僅因點熔接塊徑擴大，便會導致組織成為與普通熔接相同。
專利文獻4有記載：對拉伸強度達440MPa以上的鋼板施行點熔接之方法。此項方法，將鋼板的成分組成規範於C×P≦0.0025、P：0.015%以下、S：0.01%以下。然後，經熔接後，再對熔接部施行300℃×20分鐘程度的熱處理。
但是，此項方法可適用的鋼板受限定。又，此項方法在熔接時需要長時間，導致生產性降低。
專利文獻5有記載：經規範點熔接塊外層域的微觀組織、與微觀組織中之碳化物平均粒徑及個數密度的高強度鋼板(拉伸強度：750~1850MPa、碳當量Ceq：0.22~0.55質量%)之點熔接接頭。
但是，當在點熔接塊外側發生斷裂時，因為點熔接塊的組織並無具任何貢獻，因而相關微觀組織的規定並無具意義。
專利文獻6有記載：對拉伸強度900~1850MPa、板厚1.8~2.8mm的鋼板施行點熔接的方法。此項方法係在熔接後，接著利用熔接電流之0.5倍~0.9倍的電流，依熔接時間的0.3倍~0.5倍時間施行後通電。
但是，此項方法相關主熔接與後通電之間的時間並沒有充分檢討，對接頭強度的提升並無具貢獻可言。
先行技術文獻 專利文獻
專利文獻1：日本專利特開2002-103048號公報
專利文獻2：日本專利特開2009-125801號公報
專利文獻3：日本專利特開2010-115706號公報
專利文獻4：日本專利特開2010-059451號公報
專利文獻5：國際公開第2011-025015號
專利文獻6：日本專利特開2011-5544號公報
發明概要
由以上的背景，習知由含有至少1片拉伸強度750MPa~2500MPa之鋼板的複數片鋼板所形成點熔接接頭，韌性容易不足，較難確保足夠高的十字拉伸力。
緣是，本發明目在於提供：提升由含有至少1片750MPa~2500MPa鋼板的複數片鋼板所形成點熔接接頭的十字拉伸力。
本發明的點熔接接頭，係藉由重疊複數片鋼板並施行點熔接而形成者，其特徵在於：前述複數片鋼板中之至少1片鋼板係拉伸強度750MPa~2500MPa的高強度鋼板；前述高強度鋼板依下述(A)式所示的碳當量Ceq係0.20質量%~0.55質量%；於下述 正方形區域內存在有10個以上最長部份之長度達0.1(μm)以上的鐵系碳化物，該區域係通過已利用前述點熔接而於前述鋼板表面形成熔接痕的中心，且沿前述鋼板板厚方向切剖的截面之熱影響區內的區域，並且分別以前述鋼板的板厚方向、板面方向為縱方向、橫方向且邊長為10(μm)之正方形區域；前述正方形區域的中心位置係在前述截面中，從點熔接塊的端部位置起，朝垂直於表示該點熔接塊端部的線條之該位置上的切線的方向，距離100(μm)位置；前述點熔接塊的端部位置係在表示該點熔接塊端部的線上位置當中，以前述點熔接接頭的前述板厚方向中心為中心，沿前述板厚方向，在具有前述複數片鋼板板厚合計值之總板厚1/4倍長度之範圍內的位置。
Ceq=[C]+[Si]/30+[Mn]/20+2[P]+4[S]．．．(A)
前述(A)式中的[C]、[Si]、[Mn]、[P]、及[S]分別係C、Si、Mn、P、及S的各含量(質量%)。
本發明點熔接方法的第1例，係重疊複數片鋼板並施行點熔接者；其中，前述複數片鋼板中之至少1片鋼板係拉伸強度750MPa~2500MPa的高強度鋼板；前述高強度鋼板依下述(A)式所示的碳當量Ceq係0.20質量%~0.55質量%；該點熔接方法之特徵在於包括：將前述經重疊的複數片鋼板利用熔接電極，於以滿足下述(B)式的加壓力FE(N)施行加壓之狀態下，將主熔接電流IW(kA)通電於前述熔接電極而施行主熔接的步驟；當前述主熔接結束，便維持滿足下述(B)式的加壓力FE(N)，以滿足下述(C)式的主熔接後冷卻時間tS(msec)，冷卻前述複數片鋼板而施行主熔接後冷卻的步驟；當前述主熔接後冷卻結束，便維持滿足下述(B)式的 加壓力FE(N)，以滿足下述(E)式的後通電時間tP(msec)，將滿足下述(D)式的後通電電流IP(kA)通電於前述熔接電極而施行後通電的步驟；當前述後通電結束，便在將滿足前述(B)式的加壓力FE(N)維持在滿足下述(F)式的維持時間tH(msec)之後，解除在前述加壓力FE(N)下的加壓之步驟。
Ceq=[C]+[Si]/30+[Mn]/20+2[P]+4[S]．．．(A)
1960×h≦FE≦3920×h．．．(B)
7×h+5≦tS≦300．．．(C)
0.66×IW≦IP<IW．．．(D)
48/{(IP/IW)2-0.44}≦tP．．．(E)
0≦tH≦300．．．(F)
前述(A)式中的[C]、[Si]、[Mn]、[P]、及[S]分別係C、Si、Mn、P、及S的各含量(質量%)；前述(B)式及前述(C)式中的h係前述鋼板的板厚(mm)。
本發明點熔接方法的第2例，係重疊複數片鋼板並施行點熔接者；其中，前述複數片鋼板中之至少1片鋼板係拉伸強度750MPa~2500MPa的高強度鋼板；前述高強度鋼板依下述(A)式所示的碳當量Ceq係0.20質量%~0.55質量%；該點熔接方法之特徵在於包括：將前述經重疊的複數片鋼板利用熔接電極，於以滿足下述(B)式的加壓力FE(N)施行加壓之狀態下，以滿足下述(D)式的前通電時間tf(msec)，將滿足下述(C)式的前通電電流If(kA)通電於前述熔接電極，而施行前通電的步驟；當前述前通電結束，便維持滿足下述(B)式的加壓力FE(N)，以滿足下述(E)式的前通電後冷卻時間tC(msec)，冷卻前述複數片鋼板而施行前通電後冷卻的步 驟；當前述前通電後冷卻結束，便維持滿足下述(B)式的加壓力FE(N)，將主熔接電流IW(kA)通電於前述熔接電極而施行主熔接的步驟；當前述主熔接結束，便在滿足前述(B)式的加壓力FE(N)，以滿足下述(F)式的主熔接後冷卻時間tS(msec)，冷卻前述複數片鋼板而施行主熔接後冷卻的步驟；當前述主熔接後冷卻結束，便維持滿足下述(B)式的加壓力FE(N)，以滿足下述(H)式的後通電時間tP(msec)，將滿足下述(G)式的後通電電流IP(kA)通電於前述熔接電極，而施行後通電的步驟；當前述後通電結束，便在將滿足前述(B)式的加壓力FE(N)維持滿足下述(I)式的維持時間tH(msec)後，解除於前述加壓力FE(N)下的加壓之步驟。
Ceq=[C]+[Si]/30+[Mn]/20+2[P]+4[S]．．．(A)
1960×h≦FE≦3920×h．．．(B)
0.40×IW≦If<IW．．．(C)
20≦tf．．．(D)
0≦tC<200+7×h．．．(E)
7×h+5≦tS≦300．．．(F)
0.66×IW≦IP<IW．．．(G)
48/{(IP/IW)2-0.4}≦tP．．．(H)
0≦tH≦300．．．(I)
前述(A)式中的[C]、[Si]、[Mn]、[P]、及[S]分別係C、Si、Mn、P、及S的各含量(質量%)；前述(B)式、前述(E)式、及前述(F)式中的h係前述鋼板的板厚(mm)。
根據本發明可提供由含有至少1片750MPa~2500MPa 鋼板的複數片鋼板所形成點熔接接頭之十字拉伸力。
1A、1B‧‧‧鋼板
2A、2B‧‧‧熔接電極
3‧‧‧點熔接塊
3a‧‧‧熔融邊界
4‧‧‧熱影響區
5‧‧‧凝固區域
6‧‧‧未凝固區域
102‧‧‧正方形區域的中心位置
120‧‧‧端部位置
121‧‧‧切線
123‧‧‧正方形區域
圖1係開始施行點熔接時，2片鋼板與熔接電極的配置一例圖。
圖2係利用點熔接所形成之點熔接塊與熱影響區的一例示意圖。
圖3係通電模式的第1態樣例圖。
圖4係凝固而成為點熔接塊的熔融部，在凝固途中的態樣一例示意圖。
圖5係主熔接後冷卻時間與鋼板板厚的關係一例圖。
圖6係後通電時間、與後通電電流除以主熔接電流後的商的平方值的關係第1例圖。
圖7係後通電時間、與點熔接塊外周部及熱影響區的脆化程度之關係一例概念圖。
圖8係通電模式的第2態樣例圖。
圖9係前通電後冷卻時間與鋼板板厚之關係一例圖。
圖10係後通電時間、與後通電電流除以主熔接電流後的商的平方值之關係第2例圖。
圖11A係非通常熔接的熔接接頭之熱影響區組織一例圖(照片)。
圖11B係通常熔接的熔接接頭之熱影響區組織一例圖(照片)。
圖12A係鐵系碳化物析出條件一例的說明圖。
圖12B係圖12A的區域A部分之放大圖。
用以實施發明之形態
本發明者等針對在主熔接之後才施行後通電的習知技術，便無法充分提升由含有至少1片拉伸強度750MPa~2500MPa之鋼板的複數片鋼板所形成點熔接接頭之十字拉伸力(CTS)的理由，從冶金學觀點及力學觀點進行深入調查。另外，以下的說明中，視需要將拉伸強度750MPa~2500MPa的鋼板，稱「高強度鋼板」。
結果得知如前述習知技術，僅改善點熔接塊內的韌性而已，當施行十字拉伸試驗之際，即便可抑制在點熔接塊內部所產生的低荷重斷裂，但卻無法充分抑制在點熔接塊周邊的熱影響區(HAZ)所產生的低荷重斷裂。
此處所謂「點熔接塊」係指利用熔接電極間的通電而熔融，然後再凝固的鋼板部位。所謂「熱影響區」係指經加熱至Ac1點以上且低於熔融溫度的鋼板部位。
依此，本發明者等發現為能獲得高可靠度的點熔接接頭，不僅點熔接塊的內部，就連點熔接塊周邊部的斷裂荷重亦必需一並改善。所以，本實施形態便在熔融部的內周形成凝固區域後，再將凝固區域、以及包圍凝固區域的熱影響區長時間維持於高溫中。
以下，針對本發明的實施形態進行說明。以下所說明的各實施形態，將在熔融部內周所形成的凝固區域、與包圍該凝固區域的熱影響區長時間維持於高溫之事設為基本。但，並非僅單純長時間維持超過習知的維持時間，便可獲得高可靠度的熔接 接頭。
〔高強度鋼板〕
首先，針對點熔接時所使用的鋼板進行說明。
(鋼種)
鋼種並無特別的限定。例如：雙相組織型(例如肥粒鐵中含有麻田散鐵的組織、肥粒鐵中含有變韌鐵的組織)、加工誘發變態型(肥粒鐵中含有殘留沃斯田鐵的組織)、淬火型(麻田散鐵組織)、微細結晶型(肥粒鐵主體組織)等任一形態的鋼種。
本實施形態即便係使用任一鋼種高強度鋼板的點熔接接頭，仍均可抑制接頭強度的「降低及變動」，使斷裂形態呈良好，因而可獲得高可靠度的熔接接頭。
另外，與高強度鋼板重疊的鋼板鋼種亦無特別的限定。可為與高強度鋼板的鋼種為不同鋼種之鋼板。例如可將與高強度鋼板重疊的鋼板設為軟鋼板。又，與高強度鋼板重疊的鋼板亦可為與該高強度鋼板的鋼種為相同鋼種的鋼板。
(拉伸強度)
複數片重疊的鋼板中至少1片鋼板(高強度鋼板)的拉伸強度係設為750MPa~2500MPa。通常，高強度鋼板的拉伸強度越增加，便需要越高的接頭強度。若點熔接接頭的十字拉伸力(CTS)係590MPa~780MPa級鋼板，便會與鋼板強度成比例地增加，但達780MPa以上強度的鋼板則會減少。
若高強度鋼板的拉伸強度低於750MPa，則原本的十字拉伸力較高、且對點熔接接頭的負荷較小。所以，不易發生熔接部的斷裂形態劣化、以及相關接頭強度的問題。故，將高強度 鋼板的拉伸強度設為750MPa以上。
若高強度鋼板的拉伸強度超過2500MPa，抑制接頭強度「降低與變動」之事便趨於困難。又，隨此現象會導致抑制熔接部的斷裂形態劣化、以及點熔接塊內部發生缺陷、龜裂之事趨於困難。故，將高強度鋼板的拉伸強度設定在2500MPa以下。
另外，與高強度鋼板重疊的鋼板之拉伸強度亦無特別的限定。與高強度鋼板重疊的鋼板亦可設定為拉伸強度750MPa~2500MPa的高強度鋼板，亦可設定為拉伸強度低於750MPa的鋼板。例如汽車領域等所使用的鋼構件時，只要配合所使用的鋼構件再行選擇拉伸強度便可。
(板厚)
高強度鋼板的板厚並無特別的限定。例如若屬於汽車的車體等一般所使用高強度鋼板的板厚(0.5mm~3.2mm)程度便可。但，因為隨高強度鋼板的板厚增加，點熔接塊周圍的應力集中亦會增加，因而高強度鋼板的板厚最好在2.6mm以下。
與高強度鋼板重疊的鋼板板厚並無特別的限定。所重疊的複數片鋼板板厚係可相互不同。例如當使3片以上的鋼板重疊時，3片以上鋼板的各自板厚係可為不同。3片以上鋼板中，只要至少一片係高強度鋼板便可，其餘的亦可為軟鋼板。又，當使3片以上鋼板重疊時，亦可至少2片鋼板的板厚相同。另外，一般鋼板的厚度係在6mm以下。
(碳當量Ceq)
高強度鋼板依以下式(1)所示碳當量Ceq較佳係0.20質量%~0.55質量%的範圍。若碳當量Ceq低於0.20質量%，便無法獲 得拉伸強度為前述高強度鋼板拉伸強度下限值750MPa以上的拉伸強度。另一方面，若碳當量Ceq超過0.55質量%，因為拉伸強度超過前述高強度鋼板拉伸強度的上限值2500MPa，故非屬較佳。與高強度鋼板重疊的鋼板之Ceq係可為任何值。
Ceq=[C]+[Si]/30+[Mn]/20+2[P]+4[S]．．．(1)
[C]、[Si]、[Mn]、[P]、及[S]分別係C、Si、Mn、P、及S的各含量(質量%)。
(成分組成)
只要選擇能確保前述高強度鋼板之拉伸強度(750MPa~2500MPa)的成分組成便可。若點熔接後的鋼構件主要係考慮汽車領域等使用，則高強度鋼板的成分組成較佳係以下的成分組成。另外，以下的「%」係指「質量%」。
((C：0.07質量%~0.45質量%))
C係提高鋼拉伸強度的元素。鋼中的C含量越多，則越能提高點熔接塊的強度。但是，若鋼中的C含量低於0.07質量%，便較難獲得750MPa以上的拉伸強度。另一方面，若鋼中的C含量超過0.45質量%，則高強度鋼板的加工性降低。所以，高強度鋼板的C含量較佳係0.07質量%~0.45質量%。
((Si：0.001質量%~2.50質量%))
Si係利用固溶強化及組織強化而提高鋼強度的元素。但是，若鋼中的Si含量超過2.50質量%，則鋼的加工性會降低。另一方面，在工業性技術上較難將鋼中的Si含量降低至低於0.001質量%。故，高強度鋼板的Si含量較佳係0.001質量%~2.50質量%。
((Mn：0.8質量%~5.0質量%))
Mn係提高鋼強度的元素。但是，若鋼中的Mn含量超過5.0質量%，則鋼的加工性會劣化。另一方面，若鋼中的Mn含量低於0.8質量%，則較難獲得達750MPa以上的拉伸強度。所以，高強度鋼板的Mn含量較佳係0.8質量%~5.0質量%。
((P：0.03質量%以下))
P係會脆化點熔接塊的元素。若鋼中的P含量超過0.03質量%，則容易發生點熔接塊內的龜裂，導致較難獲得充分高的接頭強度。所以，高強度鋼板的P含量較佳係在0.03質量%以下。另外，將鋼中的P含量降低至低於0.001質量%之事，就成本的觀點而言非屬較佳。所以，高強度鋼板的P含量較佳係0.001質量%以上。但，高強度鋼板的P含量亦可設定為低於0.001質量%。
((S：0.01質量%以下))
S係會脆化點熔接塊的元素。又，S係會與Mn鍵結形成粗大的MnS，而阻礙鋼加工性的元素。若鋼中的S含量超過0.01質量%，便會因容易發生點熔接塊內的龜裂，而導致較難獲得充分高的接頭強度。又，鋼的加工性會降低。所以，高強度鋼板的S含量較佳係在0.01質量%以下。另外，鋼中的S含量降低至低於0.0001質量%之事，就成本的觀點而言非屬較佳。所以，高強度鋼板的S含量較佳係0.0001質量%以上。但，高強度鋼板的S含量亦可設定為低於0.0001質量%。
((N：0.01質量%以下))
N係會形成粗大的氮化物，而使鋼加工性劣化的元素。又，N係成為熔接時生成吹孔的肇因元素。若鋼中的N含量超過0.01質量%，則鋼的加工性劣化、吹孔生成趨於明顯。所以，高強度 鋼板的N含量較佳係0.01質量%以下。另外，鋼中的N含量降低至低於0.0005質量%之事，就成本的觀點而言非屬較佳。所以，高強度鋼板的N含量較佳係0.0005質量%以上。但，高強度鋼板的N含量亦可設定為低於0.0005質量%。
((O：0.01質量%以下))
O係會形成氧化物而使鋼加工性劣化的元素。若鋼中的O含量超過0.01質量%，則鋼的加工性劣化趨於明顯。所以，高強度鋼板的O含量較佳係0.01質量%以下。另外，將高強度鋼板的O含量降低至低於0.0005質量%之事，就成本的觀點而言非屬較佳。所以，高強度鋼板的O含量較佳係0.0005質量%以上。但，高強度鋼板的O含量亦可設定為低於0.0005質量%。
((Al：1.00質量%以下))
Al係肥粒鐵安定化元素，具有在變韌鐵變態時抑制雪明碳鐵析出等效果。所以，為控制鋼組織而含有。又，Al亦具有作為脫氧材的機能。另一方面，Al較容易氧化。若Al含量超過1.00質量%，則因夾雜物增加而導致鋼的加工性容易劣化。所以，高強度鋼板的Al含量較佳係1.00質量%以下。
高強度鋼板係除以上的主要元素外，視需要尚亦可選擇性含有以下的元素。
((Ti：0.005質量%~0.20質量%))
((Nb：0.005質量%~0.20質量%))
((V：0.005質量%~0.20質量%))
Ti、Nb、及V係屬於藉由析出強化、利用抑制肥粒鐵結晶粒成長而強化細粒、利用抑制再結晶而強化差排等中之至少 任一項，而對鋼強度提升具有貢獻的元素。但是，任一元素均係若在鋼中的含量低於0.005質量%，便較難顯現出添加效果。另一方面，若在鋼中的含量超過0.20質量%，便會阻礙鋼的加工性。所以，高強度鋼板中的該等元素含量均係較佳0.005質量%~0.20質量%。
((B：0.0001質量%~0.01質量%))
B係控制鋼組織而強化鋼的元素。但是，若鋼中的B含量低於0.0001質量%，便較難顯現出添加效果。另一方面，若鋼中的B含量超過0.01質量%，則添加效果已達飽和。所以，高強度鋼板的B含量較佳係0.0001質量%~0.01質量%。
((Cr：0.01質量%~2.0質量%))
((Ni：0.01質量%~2.0質量%))
((Cu：0.01質量%~2.0質量%))
((Mo：0.01質量%~0.8質量%))
Cr、Ni、Cu、及Mo係對鋼的強度提升具有貢獻的元素。該等元素係例如可取代Mn(強度提升元素)其中一部分使用。但是，任一元素均係若在鋼中的含量低於0.01質量%，便對強度提升無具貢獻可言。
所以，高強度鋼板中的該等元素含量均較佳係0.01質量%以上。另一方面，若Cr、Ni及Cu在鋼中的含量超過2.0質量%、或鋼中的Mo含量超過0.8質量%時，在酸洗時及熱加工時會產生阻礙。所以，高強度鋼板的Cr、Ni及Cu含量較佳係2.0質量%以下。又，高強度鋼板的Mo含量較佳係0.8質量%以下。
((Ca、Ce、Mg、及REM(rare earth metal，稀土金屬) 中之至少1種：合計0.0001質量%~1.0質量%))
Ca、Ce、Mg、及REM係屬於會縮小脫氧後的氧化物大小、以及縮小熱軋鋼板中所存在硫化物的大小，對鋼的加工性提升具有貢獻的元素。但是，鋼中的該等元素含量若合計低於0.0001質量%，便較難顯現添加效果。另一方面，若鋼中的該等元素含量合計超過1.0質量%，便會導致鋼的加工性降低。所以，高強度鋼板中的該等元素含量合計較佳係0.0001質量%~1.0質量%。
另外，REM係屬於鑭系元素系列的元素，REM及Ce可在製鋼階段時當作美鈰合金(misch metal)添加於熔鋼中。又，除La、Ce之外，尚可複合含有鑭系元素系列的元素。
高強度鋼板中除以上各元素之外，其餘係Fe及不可避免的雜質便可。另外，相關前述Cr、Ni、Cu、Mo、B、Ti、Ni、及V，均容許依雜質形式含有低於前述下限值的微量。又，相關Ca、Ce、Mg、La、及REM亦是容許依雜質形式含有合計量低於前述下限值的微量。
以上，針對高強度鋼板的成分組成進行說明，惟與高強度鋼板重疊的鋼板之成分組成亦可為任何成分組成。
(電鍍)
在高強度鋼板的表面上亦可形成電鍍層。又，亦可在與高強度鋼板重疊的鋼板表面上形成電鍍層。電鍍層的種類係可例如：Zn系、Zn-Fe系、Zn-Ni系、Zn-Al系、Zn-Mg系、Pb-Sn系、Sn-Zn系、Al-Si系等。
具備有Zn系電鍍層的高強度鋼板係可例如：合金化熔 融鍍鋅鋼板、熔融鍍鋅鋼板、及電氣鍍鋅鋼板等。若在高強度鋼板的表面上有形成電鍍層，點熔接接頭便呈優異的耐蝕性。當電鍍層係合金化於高強度鋼板表面的鍍鋅層時，可獲得優異的耐蝕性，且塗料的密接性呈良好。
電鍍層的表觀量並無特別的限定。高強度鋼板單面的電鍍層表觀量較佳係設定在100g/m2以下。若高強度鋼板單面的表觀量超過100g/m2，會有電鍍層成為熔接時之障礙的情況。電鍍層係可僅形成於高強度鋼板的單面，亦可雙面均有形成。另外，亦可在電鍍層的表層上形成無機系或有機系皮膜(例如潤滑皮膜等)等。相關以上電鍍層的條件係如同相關與高強度鋼板重疊的鋼板條件。
其次，針對點熔接方法例進行說明。
<點熔接方法之第1例>
首先，針對點熔接方法之第1例進行說明。
〔點熔接〕
圖1所示係開始進行點熔接之際，含有至少1片高強度鋼板的2片鋼板、與熔接電極之配置一例圖。如圖1所示，使鋼板1A、1B依板面呈相對向狀態重疊。利用熔接電極2A、2B從重疊鋼板1A、1B的上下夾置，施加所需的加壓力，對熔接電極2A、2B通電。
圖2所示係利用點熔接所形成點熔接塊、與熱影響區的一例示意圖。圖3所示係對熔接電極通電時的通電模式第1態樣例圖。另外，此處為求說明簡單化，列舉對含有至少1片高強度鋼板的2片鋼板施行點熔接之情況為例。但是，如前述，即便對 含有至少1片高強度鋼板的3片以上鋼板施行點熔接的情況，亦可依照與以下所示方法為相同的方法施行點熔接。
如圖1所示，配置鋼板1A、1B、與熔接電極2A、2B。然後，例如若依圖3所示通電模式通電，便如圖2所示，在鋼板1A、1B的邊界形成點熔接塊3。又，在點熔接塊3的周圍形成熱影響區4。另外，鋼板1A、1B中至少任一者係前述高強度鋼板。
圖3所示通電模式係如下述。另外，以下的電流係在熔接電極2A與熔接電極2B之間流通的電流。
首先，使電流值從0(zero)漸增(斜上坡)至電流值成為主熔接電流IW(kA)為止。然後，將電流值設為主熔接電流IW(kA)並施行主熔接。若主熔接結束，便將電流值設為0(zero)，且將電流值0(zero)的狀態維持主熔接後冷卻時間(凝固時間)tS(msec)。若經過主熔接後冷卻時間tS(msec)，便將電流值設為後通電電流IP(kA)，將電流值依後通電電流IP(kA)狀態維持後通電時間tP(msec)，而施行後通電。若經過後通電時間tP(msec)，便將電流值設為0(zero)。
另外，圖3所示維持時間tH(msec)係如後述，在後通電結束之後，維持加壓力FE(N)的時間。
再者，亦可在未使電流值從0(zero)漸增(斜上坡)至電流值成為主熔接電流IW(kA)的情況下，馬上將電流值設為主熔接電流IW(kA)。
(加壓力：FE)
將重疊的複數片鋼板利用熔接電極2A及2B，一邊依滿足以下式(2)的加壓力FE施行加壓，一邊通電主熔接電流IW。
1960×h≦FE≦3920×h．．．(2)
h：鋼板的板厚(mm)
熔接電極2A、2B對鋼板1A、1B的加壓力FE，會對在點熔接塊3之內部及熱影響區4的缺陷與龜裂產生造成大幅影響。若加壓力FE低於「1960×h」(N)，則針對在點熔接塊3之內部及熱影響區4的缺陷與龜裂產生抑制趨於困難。結果，無法改善點熔接接頭的斷裂形態，較難達成接頭強度提升、及降低接頭強度變動。
另一方面，若加壓力FE超過「3920×h」(N)，則鋼板1A、1B區域中，熔接電極2A、2B所接觸的區域會大幅凹陷。所以，不僅損及外觀，亦會導致接頭強度降低。又，為能獲得超過「3920×h」(N)的加壓力FE，熔接槍(對熔接電極2A、2B施加加壓力並通電的裝置)，必需具備有高剛性機器臂。所以，本實施形態中，將熔接電極2A、2B對鋼板1A、1B的加壓力FE設定為「1960×h」(N)以上、且「3920×h」(N)以下。
另外，若熔接電極2A、2B的前端徑過大，則熔接電極2A、2B前端的面壓會降低。因而導致較難改善斷裂形態。又，較難達成隨斷裂形態的改善，而衍生的接頭強度提升、及降低接頭強度變動。所以，熔接電極2A、2B的前端徑較佳係6mm~8mm程度。
前述式(2)中，h係鋼板的板厚(mm)。有2片鋼板板厚不同(圖2所示例，鋼板1A、1B的板厚不同)的情況。此情況，例如只要將2片鋼板的板厚算術平均值(鋼板1A的板厚與鋼板1B的板厚算術平均值)，使用為前述式(2)中的「h」便可。當對3片以上的複數片鋼板施行點熔接時，例如只要求取該複數片鋼板的板 厚總和，再將該總和的一半值使用為前述式(2)的「h」便可。
(主熔接電流：IW)
一邊依以上的加壓力FE對鋼板1A、1B施行加壓，一邊對熔接電極2A、2B通電主熔接電流IW，而施行主熔接。主熔接電流IW及主熔接時間(主熔接電流IW流通的時間)並無特別的限定。只要將習知為能安定獲得所需大小點熔接塊而採用的熔接電流、通電時間，為相同程度之熔接電流、通電時間採用為主熔接電流IW及主熔接時間便可。
另外，例如可將主熔接時間之主熔接電流平方的值，再取主熔接時間下的平均值的平方根(即主熔接電流的有效值)、或、主熔接電流的最大值，採用為主熔接電流IW。
相關點熔接設備可直接使用習知一般的點熔接設備。又，相關熔接電極等亦可直接使用習知的熔接電極。相關電源亦無特別的限定，可使用交流電源、直流反向器、交流反向器等。
(主熔接後冷卻時間：tS)
主熔接電流IW對熔接電極2A、2B通電既定時間，在該通電剛結束之後，在維持主熔接時(主熔接電流IW通電時)的加壓力FE狀態下，停止通電。然後，將該狀態維持滿足以下式(3)的主熔接後冷卻時間tS(msec)。藉此，便使熔融部從該熔融部的外周(即熔融部與其他區域的邊界)凝固，而形成內側殘留有未凝固區域的殼狀凝固區域。另外，以下的說明中，視需要將熔融部與其他區域的邊界，稱為「熔融邊界」。
7×h+5≦tS≦300．．．(3)
h：鋼板的板厚(mm)
從主熔接電流IW通電剛結束後起，便開始從熔融邊界進行熔融部的凝固。圖4所示係經凝固成為點熔接塊的熔融部，在凝固途中的態樣一例示意圖。
若一邊對鋼板1A、1B依加壓力FE施行加壓，一邊對熔接電極2A、2B通電主熔接電流IW，便凝固而形成成為點熔接塊的熔融部。然後，若通電結束，便從熔融邊界3a開始凝固，若經過主熔接後冷卻時間tS，便形成凝固區域5。在此時點，於凝固區域5的內部殘留有未凝固區域6。在凝固區域5的周圍形成熱影響區4。
未凝固區域6經凝固而形成點熔接塊。本實施形態中，當有未凝固區域6存在時，便開始進行後通電。即，主熔接後冷卻時間tS係決定後通電開始時的凝固區域5寬度(板面方向上的長度)。
碳量較多的高強度鋼板，在依主熔接後的主熔接後冷卻時間tS進行冷卻過程中會生成麻田散鐵變態。此時，若舊沃斯田鐵粒較大，表觀的麻田散鐵變態溫度會上升。藉由該麻田散鐵變態溫度的上升，便容易產生自動回火(auto-tempered)。所以，利用後述的後通電而提升熱影響區4的韌性。為能獲得此項效果，熱影響區4必須屬於沃斯田鐵單相。所以，必需將主熔接後冷卻時間tS設定在300(msec)以下。
再者，若主熔接後冷卻時間tS超過300(msec)，則溫度會降低，導致凝固區域5擴大。所以，為在點熔接塊3的外周部及點熔接塊3周邊的熱影響區4，能獲得後述的後通電效果(組織改 善．偏析改善的效果)，便需要長時間的後通電。所以，造成點熔接接頭的生產性降低。依此，超過300(msec)的主熔接後冷卻時間tS並不符現實。
另一方面，若主熔接後冷卻時間tS少於「7×h+5」(msec)，則熔融部的凝固嫌不足，導致凝固區域5的寬點變狹窄。又，若主熔接後冷卻時間tS少於「7×h+5」(msec)，則舊沃斯田鐵粒會變為過大，因後述的後通電反會導致熱影響區4的韌性降低。所以，無法獲得後述的後通電效果(組織改善．偏析改善的效果)，較難充分提升接頭強度。又，鋼板1A、1B的冷卻速度係鋼板的板厚h越大便會變得越慢。一般鋼板1A、1B的冷卻時間係鋼板的板厚h越大，便指數函數性地延長。然而，在點熔接接頭所採用的鋼板一般厚度範圍(例如0.5mm~3.2mm)內，鋼板1A、1B的冷卻時間與鋼板的板厚h之關係係可線性近似。此處，本實施形態中，如式(3)所示，主熔接後冷卻時間tS的下限值係使用鋼板板厚h的線性式表示。
使前述式(1)所示碳當量Ceq達0.3質量%以上的各種板厚鋼板2片重疊，使用伺服焊槍(servo gun)式熔接機，利用各種通電模式依序施行主熔接、冷卻、後通電，而施行點熔接。然後，利用JIS Z 3137所規定的方法測定點熔接接頭的CTS(十字拉伸力)。以下的說明中，視需要將該點熔接接頭，稱為「第1非通常熔接的熔接接頭」。
再者，除使具有與該第1非通常熔接的熔接接頭之點熔接塊徑為相同點熔接塊徑的點熔接接頭，重疊具有前述碳當量與前述板厚的2片鋼板，且未施行主熔接後的冷卻與後通電之 外，其餘均依照與前述相同的方法施行點熔接。然後，依照JIS Z 3137所規定的方法測定點熔接接頭的CTS(十字拉伸力)。以下的說明中，視需要將該點熔接接頭，稱為「第1通常熔接的熔接接頭」。
將第1非通常熔接的熔接接頭之CTS、與未施行後通電的第1通常熔接的熔接接頭之CTS進行比較。
圖5所示係主熔接後冷卻時間tS與鋼板板厚h之關係一例圖。
圖5中，第1非通常熔接的熔接接頭之CTS，相較於第1通常熔接的熔接接頭之CTS下，當有提升達20%以上的情況，便根據主熔接後冷卻時間tS及鋼板板厚h依「○」進行描點表示。又，第1非通常熔接的熔接接頭之CTS，相較於第1通常熔接的熔接接頭之CTS下，當雖有提升但提升量低於20%的情況，或並沒有獲提升的情況，便根據主熔接後冷卻時間tS及鋼板板厚h依「▲」進行描點表示。如圖5所示，橫軸係h(mm)，縱軸係tS(msec)。
圖5中，針對○與▲的邊界線求取回歸曲線。由結果獲得決定前述式(3)之下限值的線性式。
由上述，本實施形態中，將主熔接後冷卻時間tS設定為「7×h+5」(msec)以上、且300(msec)以下。
但，為避免點熔接接頭的生產性降低，更佳係將主熔接後冷卻時間tS設定為「7×h+5」(msec)以上、且250(msec)以下。又，為促進凝固區域5的形成，在主熔接後冷卻時間tS期間最好設為無通電。但，為調整凝固區域5的形成速度與溫度，亦可依主熔接後冷卻時間tS，將主熔接電流IW之0.5倍以下的電流通電於熔接電極2A、2B。
另外，式(3)的鋼板板厚h係採用例如與前述式(2)的鋼板板厚h為相同值。又，若依主熔接後冷卻時間tS原狀維持主熔接時的加壓力FE，就作業效率而言係屬較佳。然而，亦可使主熔接後冷卻時間tS時的加壓力FE，在滿足前述式(2)的範圍內，不同於主熔接時的加壓力FE。
(後通電電流：IP、後通電時間：tP)
經過主熔接後冷卻時間tS，在剛形成所需寬度的凝固區域5之後，便維持主熔接時的加壓力FE(N)，依滿足以下式(5)的後通電時間tP(msec)，將滿足以下式(4)的後通電電流IP(kA)對熔接電極2A、2B通電，而施行後通電。
0.66×IW≦IP<IW．．．(4)
IW：主熔接電流(kA)
48/(α2-0.44)≦tP．．．(5)
α=IP/IW
所以，式(5)可重寫為如下：48/{(IP/IW)2-0.44}≦tP．．．(5)
如前述，將後通電時間tP的加壓力FE設定為滿足前述式(2)的加壓力。該加壓力FE通常若設定為與主熔接時(通電主熔接電流IW時)、以及使熔融部從熔融邊界凝固並形成殼狀凝固區域5時(主熔接後冷卻時間tS)的加壓力FE為相同，就作業效率而言係屬較佳。但是，若在滿足前述式(2)的範圍內，後通電時間tP的加壓力FE未必要與該等時候相同。
後通電電流IP會對殼狀凝固區域5的組織與偏析、完成凝固的點熔接塊3之組織與偏析、以及熱影響區4的組織與偏析構 成較大影響。
若後通電電流IP低於「0.66×IW」(kA)，則凝固區域5及熱影響區4的入熱嫌不足，無法獲得改善組織與偏析的效果(組織改善．偏析改善的效果)。
另一方面，若後通電電流IP達主熔接電流IW(kA)以上，凝固區域5及熱影響區4便會過度升溫。甚至凝固區域5會再熔融。所以，無法獲得改善組織與偏析的效果(組織改善．偏析改善的效果)。
所以，本實施形態中，將後通電電流IP設定為「0.66×IW」(kA)以上、且低於「IW」(kA)。但，為能更確實地獲得改善組織與偏析的效果，最好將後通電電流IP設定為「0.70×IW」(kA)以上、且「0.98×IW」(kA)以下。另外，當主熔接電流IW係採用有效值時，後通電電流IP亦是最好採用有效值。又，當主熔接電流IW係採用最大值時，後通電電流IP亦是最好採用最大值。
本實施形態的點熔接方法中，依滿足前述式(5)的時間(後通電時間tP(msec))，將後通電電流IP對熔接電極2A、2B通電。藉此，改善凝固區域5及熱影響區4的組織與偏析，而提高熔接接頭的可靠度。
相關後通電時間tP，專利文獻5的段落〔0087〕有記載「若超過200msec，則提升接頭強度及降低接頭強度變動的效果會變小，且生產性會降低」。即，專利文獻5有揭示後通電時間tP應設定在200(msec)以下的主旨。
但是，近年高強度鋼板的CTS提升係屬於迫緊的重要課題。所以，本發明者等不管習知常識與偏見，針對能更加提高 點熔接接頭之接頭強度的方法進行深入鑽研。
專利文獻5有相關點熔接塊內部組織的記載。然而，相關塞孔斷裂時的CTS改善策略並無記載。所以，本發明者等針對塞孔斷裂時，更進一步更加提高CTS的後通電進行系統性實驗。
如在(主熔接後冷卻時間：tS)項目中所述，使前述式(1)所示碳當量Ceq達0.3質量%以上的各種板厚鋼板2片重疊，使用伺服焊槍式熔接機，依各種通電模式依序施行主熔接、冷卻、後通電而施行點熔接。然後，依照JIS Z 3137所規定的方法測定點熔接接頭的CTS(十字拉伸力)。如在(主熔接後冷卻時間：tS)項目中所述，以下的說明中，視需要將該點熔接接頭稱為「第1非通常熔接的熔接接頭」。
再者，如在(主熔接後冷卻時間：tS)項目中所述，除使具有與該第1非通常熔接的熔接接頭之點熔接塊徑為相同點熔接塊徑的點熔接接頭，重疊於具有前述碳當量與前述板厚的2片鋼板，且未施行主熔接後的冷卻與後通電之外，其餘均依照與前述相同的方法施行點熔接。然後，依照JIS Z 3137所規定的方法測定點熔接接頭的CTS(十字拉伸力)。如在(主熔接後冷卻時間：tS)項目中所述，以下的說明中，視需要將該點熔接接頭稱為「第1通常熔接的熔接接頭」。
將第1非通常熔接的熔接接頭之CTS、與未施行後通電的第1通常熔接的熔接接頭之CTS進行比較。
圖6所示係後通電時間tP、與後通電電流IP除以主熔接電流IW的商的平方之值((IP/IW)2)之關係的第1例圖。
圖6中，第1非通常熔接的熔接接頭之CTS，相較於第1通 常熔接的熔接接頭之CTS下，當有提升達20%以上的情況，便根據後通電時間tP、後通電電流IP、及主熔接電流IW依「○」進行描點表示。又，第1非通常熔接的熔接接頭之CTS，相較於第1通常熔接的熔接接頭之CTS下，當雖有提升但提升量低於20%的情況，或並沒有獲提升的情況，便根據後通電時間tP、後通電電流IP、及主熔接電流IW依「▲」進行描點表示。如圖6所示，橫軸係(IP/IW)2，縱軸係tP(ms)。
點熔接接頭的塞孔斷裂係發生於熱影響區4。所以，塞孔斷裂強度的差異推定係因對熱影響區4的龜裂傳播之阻力差(即，熱影響區4的韌性差)而引起。所以，利用FE-EPMA測定對熱影響區4的韌性會構成大影響的P與S之濃度分布。結果，圖6中得知，由「○」所示條件(後通電時間tP、後通電電流IP、及主熔接電流IW)獲得的第1非通常熔接接頭之熱影響區4，相較於第1通常熔接的熔接接頭之熱影響區4下，P與S的偏析獲大幅輕減。即，利用後通電所產生的熱，點熔接塊3外周部與熱影響區4被維持於高溫，推測P與S的偏析獲大幅輕減。
若因後通電，導致在熔融邊界內周所形成的凝固區域5出現再熔融，則再凝固的再凝固區域中之P與S的偏析會增大，導致點熔接塊3的韌性降低。結果，即便低荷重仍會造成點熔接塊3的內部發生斷裂。所以，後通電電流IP要求屬於固區域5不會熔融值的電流。即，要求IW>IP。IP/IW係決定後通電時的入熱量(點熔接塊3之大小)的指標。在此將IP/IW表示為α(<1)。
因後通電所產生的熱係與後通電電流IP的平方成比例。所以，圖6中，橫軸採用(IP/IW)2。又，因後通電所產生的熱其 中一部分會竄逃於熔接電極2A、2B、及鋼板1A、1B全體。將該竄逃的熱量設為β。依此，作用於後通電時的點熔接塊3及熱影響區4之升溫的熱量Q，便可依以下式(6)表示：
α=IP/IW
如前述，藉由依如式(3)決定主熔接後冷卻時間tS，便可輕易地引發利用後通電造成的自動回火。為能利用該自動回火造成熱影響區4的韌性提升，便必需進行必要時間、後通電電流IP的通電。
再者，為能減輕點熔接塊3外周部、及其周圍熱影響區4的P、S偏析，俾能充份改善點熔接塊3及熱影響區4的韌性，必須超過一定量熱量A的熱量。
所以，為能改善點熔接部韌性的條件便改變以下式(7)成為式(8)。
A<(α2-β)×tP．．．(7)
A/(α2-β)<tP．．．(8)
圖6中，針對○與▲的邊界線求取回歸曲線(即求取式(8)的係數A及β)。由結果獲得前述式(5)。
為能減輕在點熔接塊3外周部及熱影響區4的P與S擴散並偏析，必需將該區域加熱至1050℃以上。所以，必須成為α≧0.66的條件。
圖7所示係後通電時間tP、與點熔接塊3外周部及熱影響區4的脆化程度之關係一例概念圖。圖7所示係減輕P與S的偏析，而提升韌性的經緯概念。圖7中，縱軸係表示因偏析、不足 的自動回火所造成之脆化程度。縱軸越下方的值，表示偏析獲輕減、且自動回火充分進行，能提升韌性。在點熔接塊3的外周部，利用為形成熔接部的主熔接，而到達幾乎穩定的溫度(≒熔點)，呈升溫。相對於此，熱影響區4並未因主熔接而充分升溫。
再者，開始後通電時，熱影響區4的溫度係較低於剛凝固後的高溫點熔接塊3之外周部溫度。所以，為利用後通電，將熱影響區4維持於高溫施行熱處理，需要較對點熔接塊3外周部施行熱處理時更長時間。此現象推定係由圖6所示結果獲得的理由。
若後通電時間tP低於200(msec)，則前述α(=IP/IW)的選擇範圍會變狹窄(參照圖6)。所以，後通電時間tP較佳係設定達200(msec)以上、更佳係達400(msec)以上。後通電時間tP的上限值並無特別的規定，若考慮點熔接接頭的生產性，最好在2000(msec)以下。
(維持時間：tH)
經依以上的條件施行後通電之後，再將使相互重疊的鋼板1A、1B，利用熔接電極2A、2B，加壓維持以下式(9)所規定的維持時間tH(msec)後，解除加壓。
0≦tH≦300．．．(9)
另外，依式(9)所示範圍的維持時間tH，利用熔接電極2A、2B加壓維持鋼板1A、1B時的加壓力FE(N)，係例如前述式(2)所規定的範圍。
維持時間tH會對點熔接塊3與熱影響區4的組織、以及點熔接塊3內的缺陷與龜裂產生造成影響。若維持時間tH超過 300(msec)，則點熔接接頭的生產性會降低。所以，本實施形態中，將維持時間tH設定在300(msec)以下。維持時間tH係越早開始空冷，越能安定地獲得所需的效果，因而越短越好。
另外，現有的熔接機因為熔接槍的動作會產生遲緩，因而實際的維持時間tH通常較長於所設定的維持時間tH。所以，經考慮加入此項因素，便有必要設定維持時間tH。
再者，在後通電時亦會造成點熔接塊3的溫度降低。所以，即便縮短維持時間tH的情況，仍不易發生收縮缺陷與龜裂。故，若能使熔接電極2A、2B即時隔離於鋼板1A、1B，亦可將維持時間tH設為0(zero)。當維持時間非為0(zero)的情況，式(9)便成為以下的式(9a)：0<tH≦300．．．(9a)
<點熔接方法的第2例>
其次，針對點熔接方法的第2例進行說明。點熔接方法的第1例係舉施行主熔接與後通電之合計2次通電的情況為例進行說明。相對於此，點熔接方法的第2例係舉在施行前通電之後，再施行主熔接與後通電的情況為例進行說明。依此，本例相對於第1例，係就追加前通電，以及藉由追加前通電便可變更前述式(5)之處有所不同。所以，本例的說明中，針對與第1例相同的部分，賦予與圖1~圖7所示元件符號為相同的元件符號，並省略詳細說明。
本例中，如圖1所示，使鋼板1A與鋼板1B依板面相互呈相對向狀態重疊。將經重疊的鋼板1A與鋼板1B，從上下利用熔接電極2A與熔接電極2B夾置，施加所需加壓力並通電。本例亦是 為求說明簡單化，舉針對含有至少1片高強度鋼板的2片鋼板施行點熔接之情況為例。但是，如前述，即便對含有至少1片高強度鋼板的3片以上鋼板施行點熔接的情況，亦可依照與以下所示方法為相同的方法施行點熔接。例如可對含有至少2片高強度鋼板的3片以上鋼板中，在使至少2片高強度鋼板彼此間呈重疊狀態下，對該3片以上的鋼板施行點熔接。
一般因為高強度鋼板的電阻較大，因而在施行主熔接之際較容易發熱。又，當施行主熔接之際，可存在相互相鄰2片鋼板間的間隙。施行主熔接之際，若熔融金屬的內壓超過作用於電暈耦合的外壓，便會發生飛散。前通電目的之一便係抑制該飛散的發生。
圖8所示係對熔接電極通電時際的通電模式第2態樣例圖。
首先，將電流值設定為前通電電流If(kA)，依電流值為前通電電流If(kA)的狀態維持前通電時間tf(msec)，而施行前通電。若經過前通電時間tf(msec)，便將電流值設為0(zero)，再依電流值呈0(zero)的狀態維持前通電後冷卻時間tC(msec)。若經過前通電後冷卻時間tC，便將電流值設為主熔接電流IW(kA)而施行主熔接。若主熔接結束，便將電流值設為0(zero)，依電流值呈0(zero)的狀態維持主熔接後冷卻時間(凝固時間)tS(msec)。若經過主熔接後冷卻時間tS(msec)，便將電流值設為後通電電流IP(kA)，依電流值呈後通電電流IP(kA)的狀態維持後通電時間tP(msec)，而施行後通電。若經過後通電時間tP(msec)，便將電流值設為0(zero)。另外，圖8所示維持時間tH(msec)係如第1例所說明，在結束後通 電之後，維持加壓力FE(N)的時間。又，開始進行前通電時，亦可非馬上將電流值設為前通電電流If(kA)，而使電流值從0(zero)漸增(斜上坡)至電流值成為前通電電流If(kA)為止。
(加壓力：FE)
將重疊的複數片鋼板利用熔接電極2A及2B，一邊依滿足以前述式(2)的加壓力FE施行加壓，一邊通電前通電電流If。在前通電中，為求抑制相鄰2片鋼板1A、1B的間隙，而對重疊的複數片鋼板加壓。本實施形態中，藉由將前通電時的加壓力FE範圍，設定為與主熔接及後通電時的加壓力FE範圍為相同範圍，而提高作業效率。
(前通電電流：If、前通電時間：tf)
一邊利用以上的加壓力FE加壓鋼板1A、1B，一邊對熔接電極2A、2B間，依滿足以下式(11)的前通電時間tf(msec)，通電滿足以下式(10)的前通電電流If(kA)，而施行前通電。
0.40×IW≦If<IW．．．(10)
IW：主熔接電流(kA)
20≦tf．．．(11)
若將前通電電流If設為主熔接電流IW以上，當施行前通電時會有發生飛散的虞慮。另一方面，若前通電電流If低於主熔接電流IW的0.4倍，對鋼板1A、1B提供的熱量不足。依此，無法使鋼板1A、1B軟化，導致無法利用前述的加壓，充分縮小鋼板1A、1B間的間隙，造成在施行主熔接之際會有發生飛散的虞慮。
由上述，本實施形態係將前通電電流If設定為主熔接電流IW的0.4倍以上、且低於主熔接電流IW。但，為能更確實抑制飛散 發生，最好將前通電電流If設定在主熔接電流IW的0.6倍以上、且主熔接電流IW的0.95倍以下之範圍內。
另外，當主熔接電流IW係採用有效值時，前通電電流If亦是最好採用有效值。又，當主熔接電流IW係採用最大值時，前通電電流If亦是最好採用最大值。
若前通電時間tf低於20(msec)，對鋼板1A、1B提供的熱量不足。依此，無法使鋼板1A、1B軟化，導致無法利用前述的加壓，充分縮小鋼板1A、1B間的間隙，造成在施行主熔接之際會有發生飛散的虞慮。
若屬於前述式(10)所示範圍的主熔接電流IW，則即便前通電時間tf較長，仍可抑制主熔接時發生飛散。所以，前通電時間tf的上限值並沒有特別限定，但若考慮點熔接接頭的生產性，則最好在300(msec)以下。
(前通電後冷卻時間：tC)
在將前通電電流If依前通電時間tf進行通電，且剛結束該通電之後，便在原狀維持前通電時(前通電電流If通電時)的加壓力FE情況下，停止通電。然後，將該狀態維持滿足以下式(12)的前通電後冷卻時間tC(msec)：0≦tC<200+7×h．．．(12)
h：鋼板板厚(mm)
為求電暈耦合的成長，可將前通電後冷卻時間tC設定為超過0(zero)的時間。但，在前通電時不會發生飛散之前提下，可將前通電後冷卻時間tC設定為0(zero)。又，若將前通電後冷卻時間tC設定為「200+7×h」(msec)以上，則鋼板1A、1B會被過度 冷卻，導致在施行主熔接時，會有鋼板1A、1B不會融合的顧慮。鋼板1A、1B的冷卻速度係鋼板板厚h越大則越慢。如第1例的(主熔接後冷卻時間：tS)項目中所說明，在點熔接接頭所採用的鋼板一般厚度範圍(例如0.5mm~3.2mm)內，鋼板1A、1B的冷卻時間與鋼板板厚h之關係能線性近似。此處，本實施形態如式(12)所示，前通電後冷卻時間tC的上限值係依使用鋼板板厚h的線性式表現。
使前述式(1)所示碳當量Ceq達0.3質量%以上的各種板厚鋼板2片重疊，再於該等2片鋼板間的其中一部分或全部區域依各種態樣設置間隙，使用伺服焊槍式熔接機，依各種通電模式依序施行前通電、冷卻、主熔接、冷卻、後通電而進行點熔接。然後，調查在進行主熔接時是否有發生飛散。
圖9所示係前通電後冷卻時間tC與鋼板板厚h之關係一例圖。
圖9中，在前述調查中沒有發生飛散時，根據前通電後冷卻時間tC與鋼板板厚h的描點係依「○」表示。又，在前述調查中有發生飛散時，根據前通電後冷卻時間tC與鋼板板厚h的描點係依「▲」表示。如圖9所示，橫軸係h(mm)，縱軸係tC(msec)。
圖9中，針對○與▲的邊界線求取回歸曲線。由結果獲得決定前述式(12)之上限值的線性式。
由上述，本實施形態中，將前通電後冷卻時間tC設定為0(zero)以上、且「200+7×h」(msec)以下。
另外，式(12)中的鋼板板厚h係例如採用與前述式(2)的鋼板板厚h為相同值。又，若在前通電後冷卻時間tC中，原狀維持前通電時的加壓力FE，就作業效率而言係屬較佳。然而，亦可使前 通電後冷卻時間tC時的加壓力FE，在滿足前述式(2)的範圍內，不同於前通電時的加壓力FE。
再者，確保前通電後冷卻時間tC時，式(12)係成為以下式(12a)：0<tC<200+7×h．．．(12a)
(主熔接電流：IW)
剛經過前通電後冷卻時間tC之後，一邊原狀維持前通電時的加壓力FE，一邊對熔接電極2A、2B間通電主熔接電流IW，而施行主熔接。如第1例中所說明，主熔接電流IW及主熔接時間(通電主熔接電流IW的時間)並無特別的限定。另外，若在主熔接時間中原狀維持前通電時的加壓力FE，就作業效率而言係屬較佳。然而，亦可使主熔接時間內的加壓力FE，在滿足前述式(2)的範圍內，不同於前通電時的加壓力FE。
(主熔接後冷卻時間：tS)
主熔接電流IW通電既定時間，待該通電剛結束後，便在原狀維持前通電及主熔接時的加壓力FE情況下，停止通電。然後，依滿足前述式(3)的主熔接後冷卻時間tS(msec)維持此狀態。
決定主熔接後冷卻時間tS的方法係與第1例相同。另外，如第1例所說明，為避免點熔接接頭的生產性降低，較佳係將主熔接後冷卻時間tS設定為「7×h+5」(msec)以上、且250(msec)以下。又，為促進凝固區域5形成，最好在主熔接後冷卻時間tS期間內設為無通電，而為調整凝固區域5的形成速度與溫度，亦可在主熔接後冷卻時間tS的期間內，通電主熔接電流IW之0.5倍以下的電流。又，若在主熔接後冷卻時間tS內，原狀維持前通電及主熔 接時的加壓力FE，就作業效率而言係屬較佳。然而，亦可使主熔接後冷卻時間tS內的加壓力FE，在滿足前述式(2)的範圍內，不同於前通電及主熔接時的加壓力FE。
(後通電電流：IP、後通電時間：tP)
經過主熔接後冷卻時間tS，在剛形成所需寬度的凝固區域5之後，便維持主熔接時的加壓力FE(N)，依滿足以下式(14)的後通電時間tP(msec)，通電滿足以下式(13)的後通電電流IP(kA)，而施行後通電。
0.66×IW≦IP<IW．．．(13)
IW：主熔接電流(kA)
48/(α2-0.4)≦tP．．．(14)
α=IP/IW
所以，式(14)可重寫為如下：48/{(IP/IW)2-0.4}≦tP．．．(14)
式(13)係與前述式(4)相同。即，決定後通電電流IP的方法係與第1例相同。另外，如第1例所說明，為能更確實獲得改善組織與偏析的效果，最好將後通電電流IP設定為「0.70×IW」(kA)以上、且「0.98×IW」(kA)以下。又，若在後通電時間tP中，原狀維持前通電及主熔接時的加壓力FE，則就作業效率而言係屬較佳。然而，亦可使後通電時間tP內的加壓力FE，在滿足前述式(2)的範圍內，不同於前通電及主熔接時的加壓力FE。
使前述式(1)所示碳當量Ceq達0.3質量%以上的各種板厚鋼板2片重疊，使用伺服焊槍式熔接機，依各種通電模式依序施行前通電、冷卻、主熔接、冷卻、後通電而進行點熔接。然 後，依照JIS Z 3137規定的方法測定點熔接接頭的CTS(十字拉伸力)。以下的說明中，視需要將該點熔接接頭稱為「第2非通常熔接的熔接接頭」。
再者，除使具有與該第2非通常熔接的熔接接頭之點熔接塊徑為相同點熔接塊徑的點熔接接頭，重疊具有前述碳當量與前述板厚的2片鋼板，且未施行主熔接後的冷卻與後通電之外，其餘均依照與前述相同的方法施行點熔接。然後，依照JIS Z 3137所規定的方法測定點熔接接頭的CTS(十字拉伸力)。以下的說明中，視需要將該點熔接接頭，稱為「第2通常熔接的熔接接頭」。
將第2非通常熔接的熔接接頭之CTS、與未施行後通電的第2通常熔接的熔接接頭之CTS進行比較。
圖10所示係後通電時間tP、與後通電電流IP除以主熔接電流IW的商的平方之值((IP/IW)2)之關係的第2例圖。
圖10中，第2非通常熔接的熔接接頭之CTS，相較於第2通常熔接的熔接接頭之CTS下，當有提升達20%以上的情況，便根據後通電時間tP、後通電電流IP、及主熔接電流IW依「○」進行描點表示。又，第2非通常熔接的熔接接頭之CTS，相較於第2通常熔接的熔接接頭之CTS下，當雖有提升但提升量低於20%的情況，或並沒有獲提升的情況，便根據後通電時間tP、後通電電流IP、及主熔接電流IW依「▲」進行描點表示。如圖10所示，橫軸係(IP/IW)2，縱軸係tP(msec)。
圖10係圖6所對應的圖。與第1例同樣地，在圖10中，針對○與▲的邊界線求取回歸曲線(即求取式(8)的係數A及β)。 由結果獲得前述式(14)。
式(14)式係為應於前述式(5)。前述式(5)中的係數β係「0.44」。相對於此，式(14)中的係數β係「0.4」。所以，相較於第1例之下，第2例的後通電時間tP下限值變小。理由可認為係藉由施行前通電而導致對熱影響區4的總入熱量變大之緣故所致。
另外，如第1例所說明，若後通電時間tP少於200(msec)，則前述α(=IP/IW)的選擇範圍會變狹窄(參照圖10)。所以，後通電時間tP較佳係設定達200(msec)以上、更佳係達400(msec)以上。後通電時間tP的上限值並無特別的規定，若考慮點熔接接頭的生產性，最好在2000(msec)以下。
再者，如本例，若採用式(14)，便可降低後通電時間tP的下限值。但，例如為能藉由將有施行與未施行前通電時的後通電時間tP統一，而防止後通電時間tP的設定差異，本例中亦可非採用式(14)，而是採用前述式(5)。
(維持時間：tH)
經依以上的條件施行後通電之後，再將使相互重疊的鋼板1A、1B，利用熔接電極2A、2B，加壓維持以下式(9)所規定的維持時間tH(msec)後，解除加壓。
0≦tH≦300．．．(9)
決定維持時間tH的方法係與第1例相同。另外，如第1例所說明，若考慮實際維持時間tH會較長於所設定的維持時間tH，便必須設定維持時間tH。又，如第1例所說明，亦可將維持時間tH設為0(zero)。
<點熔接接頭>
其次，針對本實施形態的點熔接接頭進行說明。另外，以下的說明中，當統稱前述第1通常熔接的熔接接頭與前述第2通常熔接的熔接接頭時，視需要將該等稱為「通常熔接的熔接接頭」。又，當統稱前述第1非通常熔接的熔接接頭與前述第2非通常熔接的熔接接頭時，視需要將該等稱為「非通常熔接的熔接接頭」。
若依如點熔接方法的第1例及第2例形成點熔接接頭，發現會提升熱影響區(HAZ)的韌性。本發明者等為探索原因，便針對前述通常熔接的熔接接頭、以及前述非通常熔接的熔接接頭，利用電子顯微鏡觀察熱影響區的組織。但，此處係採用前述非通常熔接的熔接接頭中，CTS獲提升達前述通常熔接之熔接接頭CTS的20%以上之前述非通常熔接的熔接接頭。
圖11A所示係前述非通常熔接的熔接接頭(前述第1非通常熔接的熔接接頭)之熱影響區組織一例圖(照片)。又，圖11B所示係前述通常熔接(前述第1通常熔接的熔接接頭)的熔接接頭之熱影響區組織一例圖(照片)。如圖11A及圖11B所示，在CTS獲提升達前述通常熔接的熔接接頭CTS之20%以上的前述非通常熔接熔接接頭的熱影響區中，相較於前述通常熔接的熔接接頭下，確認到多數存在有鐵系碳化物。此現象不管前述第1非通常熔接、及前述第2非通常熔接均可確認到。此處所謂的「鐵系碳化物」主要係雪明碳鐵(Fe3C)。但，鐵系碳化物並不僅侷限於雪明碳鐵。例如有ε碳化物(Fe2.4C)等含於鐵系碳化物中的情況。又，有Mn、Cr等其他金屬含於鐵系碳化物中的情況。
藉由依前述式(4)及式(5)(前述(13)式或(14)式)的條件 施行後通電，對熱影響區4的入熱會變大，俾可提高熱影響區4的最高到達溫度。所以，因為舊沃斯田鐵粒變大，因而表觀的麻田散鐵變態溫度會上升。藉由該表觀的麻田散鐵變態溫度上升，在後通電後的冷卻過程中，能依較高溫產生熱影響區4的變態，俾容易產生自動回火(自動回火)。藉此，發現會有較多的微細鐵系碳化物析出。依此，本發明者等發現熱影響區4的微細鐵系碳化物析出，對熱影響區4的韌性提升係具有貢獻。
此處，本發明者等針對CTS獲提升達通常熔接的熔接接頭CTS之20%以上的複數非通常熔接熔接接頭，調查其熱影響區的鐵系碳化物析出狀態。結果確認到若屬於CTS獲提升達通常熔接的熔接接頭CTS之20%以上的非通常熔接熔接接頭，便必定會滿足以下所說明的鐵系碳化物析出條件。
圖12A所示係鐵系碳化物析出條件的一例說明圖。圖12B所示係圖12A的區域A部分之放大圖。
圖12A所示係通過利用點熔接而在鋼板1A、1B表面上形成的熔接痕中心，且沿鋼板1A、1B板厚方向切剖的截面示意圖。熔接痕中心係可採用例如熔接電極2A、2B的(最前端區域)瞄準位置(打點位置)。又，將實際所形成熔接痕的輪廓近似於圓，再將該圓的中心當作熔接痕的中心。
將在此種截面的熱影響區4內區域、且分別以鋼板1、2的板厚方向、板面方向為縱方向、橫方向的邊長為10μm正方形區域123內，最長部分之長度達0.1(μm)以上的鐵系碳化物有析出(存在)10個以上，設為前述鐵系碳化物析出條件。
此處，正方形區域123的中心位置係在前述截面中，從點熔 接塊3的端部位置120起，朝垂直於表示點熔接塊3端部的線之該位置120上的切線121的方向，距離100(μm)的位置122。
再者，點熔接塊3的端部位置120係表示點熔接塊3之端部線條上的位置當中，以點熔接接頭的板厚方向中心為中心，沿板厚方向具有施行點熔接前的鋼板1A、1B板厚合計值(總板厚tsum)1/4倍長度的範圍內(圖12A中依tsum/4表示的範圍內)位置。另外，圖12A中，為求描述上的方便，將包括鋼板1A、1B間之間隙部分在內的長度，表示為總板厚tsum。但是，實際係如前述，將未包括鋼板1A、1B間之間隙部分長度在內，於施行點熔接前的鋼板1A、1B板厚合計值設為總板厚tsum。
點熔接接頭在板厚方向的中心位置係可採用例如前述截面中，通過熔接痕中心的部分在板厚方向之長度中央位置。
再者，鐵系碳化物最長部份的長度係可採用例如前述截面中，表示鐵系碳化物端部的線條任意2點間之距離最大值。又，前述截面中，亦可將通過鐵系碳化物重心位置的直線長度，且構成鐵系碳化物端部的線條上2點間之直線長度最大值，採用為鐵系碳化物最長部份的長度。
依如上述決定正方形區域123的理由，係該區域123屬於熱影響區4內部的區域，且在十字拉伸試驗中，當發生塞孔斷裂時，在初期階段發生龜裂的區域。
另外，鋼板1A、1B中之至少任一者係前述高強度鋼板。又，圖12A、圖12B所示例中，舉將2片鋼板1A、1B施行點熔接的情況為例進行說明。然而，即便將含有至少1片高強度鋼板的3片以上鋼板施行點熔接時，仍可適用前述的鐵系碳化物析出 條件。
針對鐵系碳化物的觀察方法一例進行說明。首先，研磨前述截面。然後，拍攝包括正方形區域123在內的區域之電子顯微鏡照片。從該電子顯微鏡照片測定各鐵系碳化物最長部份的長度，計數最長部份的長度達0.1(μm)以上之鐵系碳化物個數。從該鐵系碳化物的個數可判斷是否滿足前述鐵系碳化物析出條件。另外，以下的說明中，視需要將前述正.方形區域123稱為「鐵系碳化物計數區域」。
另外，以上所說明的本發明實施形態均僅止於實施本發明的具體化例子而已，不能解釋為本發明的技術範圍因該等而受限定。即，本發明在不脫逸技術思想、或主要特徵的前提下，可依各種形式實現。
實施例
其次，針對本發明的實施例進行說明，惟實施例的條件僅係為確認本發明可實施性及效果而採用的一條件例而已，本發明並不僅侷限於該一條件例。本發明在不脫逸本發明主旨，能達成本發明目的之前提下，可採用各種條件。
準備表1所示鋼板A、B、C。鋼板A係經對板厚：2.0(mm)、拉伸強度：1470MPa級的熱壓印(hot stamp)鋼板表面施行鍍Al者。鋼板B係經對板厚：1.6(mm)、拉伸強度：1470MPa級的熱壓印鋼板表面施行鍍Al者。鋼板C係經對板厚：1.4(mm)、拉伸強度：1470MPa級的熱壓印鋼板表面施行鍍Zn者。又，準備表1所示鋼板D、E。鋼板D係經對板厚：1.2(mm)、拉伸強度：1180MPa級的冷軋鋼板表面施行鍍Zn者。鋼板E係板厚：1.4(mm)、拉伸強 度：980MPa級的冷軋鋼板。
另外，表1所示Ceq係式(1)所示碳當量。又，表1中為求記載上的方便，僅標記C含量。鋼板A~E係依前述上下限範圍內含有前述成分組成的鋼板。
依照同鋼種、同板厚的組合，使2片鋼板重疊，並依表2~6所示編號1-1~33、2-1~18的熔接條件，使用伺服焊槍式熔接機施行點熔接。然後，依照JIS Z 3137所規定的方法，測定點熔接接頭的CTS(十字拉伸力)。測定結果記於表7、8的CTS欄位、及通常熔接接頭強度比欄位中。
表7、8中，通常熔接接頭強度比係從依編號1-1~33、2-1~18所示熔接條件形成的點熔接接頭CTS(非通常熔接熔接接頭的CTS)，經扣減掉除未施行主熔接後的冷卻與後通電之外，其餘均依照該熔接條件的相同條件所形成點熔接接頭的CTS(通常熔接熔接接頭的CTS)值，再除以依該熔接條件所形成點熔接接頭的CTS(非通常熔接熔接接頭的CTS)之商值，再乘上100的值。又， 圖5、圖6、及圖10中，亦是依照該通常熔接接頭強度比是否提升達20%以上，變更描點類別。理由係通常熔接接頭強度比是否有提升達20%以上的判定基準，若通常熔接接頭強度比有提升達20%以上的話，便可為非通常熔接熔接接頭的CTS、與通常熔接熔接接頭的CTS具有效差之緣故。
再者，利用掃描式電子顯微鏡(SEM)，計數在藉由依表2~6所示熔接條件施行熔接而形成點熔接接頭的前述鐵系碳化物計數區域內，所存在最長部份之長度達0.1(μm)以上的鐵系碳化物數量。結果標記於表7、8的鐵系碳化物析出個數欄位中。
為能獲得前述鐵系碳化物計數區域，將電極的瞄準位置設為熔接痕的中心。然後，依通過該熔接痕中心，且沿2片鋼板的板厚方向切斷該2片鋼板，並研磨切剖面。利用掃描式電子顯微鏡觀察該研磨後的切剖面，並確定前述鐵系碳化物計數區域。首先，在前述研磨後的切剖面之點熔接塊端部位置，且從點熔接接頭的板厚方向中心朝板厚方向，剛好距離2片鋼板熔接前總板厚1/8倍長度的2個位置當中，特定其中1個位置。從前述經研磨後的切剖面熱影響區內之區域，特定出從該位置起朝垂直於表示點熔接塊端部的線條(表示點熔接塊輪廓的線條)上之該位置上的切線的方向，距離100(μm)的位置。然後，將以該位置為中心的區域，且分別將2片鋼板的板厚方向、板面方向設為縱方向、橫方向，邊長各10μm的正方形區域，設定為前述鐵系碳化物計數區域。又，將表示鐵系碳化物端部的線條上任意2點間的距離最大值設為最長部分。
所有的熔接均使用前端曲率半徑：40(mm)的銅製圓頂 半球形電極。鋼板A、B、及C係使用前端徑8(mm)的電極，依加壓力：5000(N)施行熔接。鋼板D、E係使用前端徑6(mm)的電極，依加壓力：3500(N)施行熔接。另外，加壓中設定為不會改變加壓力。
再者，當依表5、6所示編號2-1~20的熔接條件(施行前通電的熔接條件)施行點熔接時，在2片鋼板間插入間隙，調查施行主熔接時有無發生飛散。調查結果標記於表8的「插入間隙時有無飛散」欄位。厚度2(mm)的2片間隔物依隔著電極的瞄準位置，呈具有間隔地相對向狀態配置於2片鋼板間。間隔物與電極瞄準位置的間隔設為20(mm)。
[表2]
如表7、8所示，編號1-4~8、1-12~18、1-20~29、及、1-31~33、2-5~7、2-12、2-13的發明例滿足依如前述所規定的要件(參照表7、8)。所以，相較於利用通常點熔接進行的熔接接頭接頭強度之下，能獲得具有高接頭強度(達20%以上的通常熔接接頭強度比)的熔接接頭。
另外，鋼板中的P含量超過0.03質量%之情況、與S含量超過0.01質量%之情況時，無關於熔接條件，均無法獲得達20%以上的通常熔接接頭強度比。又，相關碳當量Ceq及其他成分組成，在非隸屬於前述範圍內的情況，確認到高強度鋼板的特性(拉伸強度、加工性等)會降低。
產業上之可利用性
本發明係可產業性利用於例如點熔接的製造技術。
1A、1B‧‧‧鋼板
3‧‧‧點熔接塊
120‧‧‧端部位置
121‧‧‧切線
123‧‧‧正方形區域

Claims (3)

  1. 一種點熔接接頭，係藉由重疊複數片鋼板並施行點熔接而形成者，其特徵在於；前述複數片鋼板中之至少1片鋼板係拉伸強度750MPa~2500MPa的高強度鋼板；前述高強度鋼板依下述(A)式所示的碳當量Ceq係0.20質量%~0.55質量%；於下述正方形區域內存在有10個以上最長部份之長度達0.1(μm)以上的鐵系碳化物，該區域係通過已利用前述點熔接而於前述鋼板表面形成熔接痕的中心，且沿前述鋼板板厚方向切剖的截面之熱影響區內的區域，並且分別以前述鋼板的板厚方向、板面方向為縱方向、橫方向且邊長為10(μm)之正方形區域；前述正方形區域的中心位置係在前述截面中，從點熔接塊的端部位置起，朝垂直於表示該點熔接塊端部的線條之該位置上的切線的方向，距離100(μm)的位置；前述點熔接塊的端部位置係在表示該點熔接塊端部的線上位置當中，以前述點熔接接頭的前述板厚方向中心為中心，沿前述板厚方向，在具有前述複數片鋼板板厚合計值之總板厚1/4倍長度之範圍內的位置；Ceq=[C]+[Si]/30+[Mn]/20+2[P]+4[S]．．．(A)前述(A)式中的[C]、[Si]、[Mn]、[P]、及[S]分別係C、Si、Mn、P、及S的各含量(質量%)。
  2. 一種點熔接方法，係重疊複數片鋼板並施行點熔接者；其中，前述複數片鋼板中之至少1片鋼板係拉伸強度750MPa~2500MPa的高強度鋼板；前述高強度鋼板依下述(A)式所示的碳當量Ceq係0.20質量%~0.55質量%；該點熔接方法之特徵在於包括：將前述經重疊的複數片鋼板利用熔接電極，於以滿足下述(B)式的加壓力FE(N)施行加壓之狀態下，將主熔接電流IW(kA)通電於前述熔接電極而施行主熔接的步驟；當前述主熔接結束，便維持滿足下述(B)式的加壓力FE(N)，以滿足下述(C)式的主熔接後冷卻時間tS(msec)，冷卻前述複數片鋼板而施行主熔接後冷卻的步驟；當前述主熔接後冷卻結束，便維持滿足下述(B)式的加壓力FE(N)，以滿足下述(E)式的後通電時間tP(msec)，將滿足下述(D)式的後通電電流IP(kA)通電於前述熔接電極而施行後通電的步驟；當前述後通電結束，便在將滿足前述(B)式的加壓力FE(N)維持在滿足下述(F)式的維持時間tH(msec)之後，解除在前述加壓力FE(N)下的加壓之步驟；Ceq=[C]+[Si]/30+[Mn]/20+2[P]+4[S]．．．(A) 1960×h≦FE≦3920×h．．．(B) 7×h+5≦tS≦300．．．(C) 0.66×IW≦IP<IW．．．(D) 48/{(IP/IW)2-0.44}≦tP．．．(E) 0≦tH≦300．．．(F)前述(A)式中的[C]、[Si]、[Mn]、[P]、及[S]分別係C、Si、Mn、P、及S的各含量(質量%)；前述(B)式及前述(C)式中的h係前述鋼板的板厚(mm)。
  3. 一種點熔接方法，係重疊複數片鋼板並施行點熔接者；其中，前述複數片鋼板中之至少1片鋼板係拉伸強度750MPa~2500MPa的高強度鋼板；前述高強度鋼板依下述(A)式所示的碳當量Ceq係0.20質量%~0.55質量%；該點熔接方法的特徵在於包括：將前述經重疊的複數片鋼板利用熔接電極，於以滿足下述(B)式的加壓力FE(N)施行加壓之狀態下，以滿足下述(D)式的前通電時間tf(msec)，將滿足下述(C)式的前通電電流If(kA)通電於前述熔接電極，而施行前通電的步驟；當前述前通電結束，便維持滿足下述(B)式的加壓力FE(N)，以滿足下述(E)式的前通電後冷卻時間tC(msec)，冷卻前述複數片鋼板而施行前通電後冷卻的步驟；當前述前通電後冷卻結束，便維持滿足下述(B)式的加壓力FE(N)，將主熔接電流IW(kA)通電於前述熔接電極而施行主熔接的步驟；當前述主熔接結束，便在滿足前述(B)式的加壓力FE(N)，以滿足下述(F)式的主熔接後冷卻時間tS(msec)，冷卻前述複數片鋼板而施行主熔接後冷卻的步驟；當前述主熔接後冷卻結束，便維持滿足下述(B)式的加壓 力FE(N)，以滿足下述(H)式的後通電時間tP(msec)，將滿足下述(G)式的後通電電流IP(kA)通電於前述熔接電極，而施行後通電的步驟；當前述後通電結束，便在將滿足前述(B)式的加壓力FE(N)維持在滿足下述(I)式的維持時間tH(msec)後，解除於前述加壓力FE(N)下的加壓之步驟；Ceq=[C]+[Si]/30+[Mn]/20+2[P]+4[S]．．．(A) 1960×h≦FE≦3920×h．．．(B) 0.40×IW≦If<IW．．．(C) 20≦tf．．．(D) 0≦tC<200+7×h．．．(E) 7×h+5≦tS≦300．．．(F) 0.66×IW≦IP<IW．．．(G) 48/{(IP/IW)2-0.4}≦tP．．．(H) 0≦tH≦300．．．(I)前述(A)式中的[C]、[Si]、[Mn]、[P]、及[S]分別係C、Si、Mn、P、及S的各含量(質量%)；前述(B)式、前述(E)式、及前述(F)式中的h係前述鋼板的板厚(mm)。
TW103119395A 2013-06-05 2014-06-04 Point welding joints and point welding method TWI587954B (zh)

Applications Claiming Priority (1)

Application Number Priority Date Filing Date Title
JP2013118886 2013-06-05

Publications (2)

Publication Number Publication Date
TW201509575A TW201509575A (zh) 2015-03-16
TWI587954B true TWI587954B (zh) 2017-06-21

Family

ID=52008141

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
TW103119395A TWI587954B (zh) 2013-06-05 2014-06-04 Point welding joints and point welding method

Country Status (14)

Country Link
US (2) US20160082543A1 (zh)
EP (1) EP3006154B1 (zh)
JP (1) JP5987982B2 (zh)
KR (1) KR101805284B1 (zh)
CN (1) CN105263663B (zh)
BR (1) BR112015028782A2 (zh)
CA (1) CA2912591C (zh)
ES (1) ES2663500T3 (zh)
MX (1) MX2015015832A (zh)
MY (1) MY183966A (zh)
RU (1) RU2633414C2 (zh)
TW (1) TWI587954B (zh)
WO (1) WO2014196499A1 (zh)
ZA (1) ZA201508065B (zh)

Families Citing this family (33)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
IN2014DN08847A (zh) * 2012-04-25 2015-05-22 Nippon Steel & Sumitomo Metal Corp
ES2663500T3 (es) * 2013-06-05 2018-04-13 Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation Estructura unida soldada por puntos y método de soldadura por puntos
CN107000109B (zh) * 2014-12-01 2021-09-10 杰富意钢铁株式会社 电阻点焊方法
MX2018002382A (es) * 2015-08-27 2018-04-11 Jfe Steel Corp Metodo de soldadura por punto de resistencia y metodo de produccion de miembro soldado.
KR102057893B1 (ko) * 2015-09-03 2019-12-20 닛폰세이테츠 가부시키가이샤 스폿 용접 방법
JP6108018B2 (ja) * 2015-09-03 2017-04-05 新日鐵住金株式会社 スポット溶接方法
JP6108017B2 (ja) * 2015-09-03 2017-04-05 新日鐵住金株式会社 スポット溶接方法
WO2017064817A1 (ja) 2015-10-16 2017-04-20 新日鐵住金株式会社 スポット溶接継手およびスポット溶接方法
EP3366408A4 (en) * 2015-10-21 2019-08-14 Nippon Steel Corporation METHOD FOR RESISTIVE POINT SOLDERING
US10888949B2 (en) 2015-10-30 2021-01-12 Nippon Steel Corporation Spot welding electrode having movable pressing members and spot welding method using same
DE102016208026A1 (de) * 2016-05-10 2017-11-16 Volkswagen Aktiengesellschaft Schweißelektrode, Verfahren zum Widerstandspunktschweißen und Kraftfahrzeug
US11065712B2 (en) * 2016-06-09 2021-07-20 Jfe Steel Corporation Resistance spot welding method
JP6055154B1 (ja) * 2016-08-29 2016-12-27 オリジン電気株式会社 接合部材の製造方法及び接合部材製造装置
PL3339017T3 (pl) * 2016-12-22 2021-06-14 Outokumpu Oyj Sposób wytwarzania zgrzewalnego wielowarstwowego kompozytu metal-polimer
CN110809632B (zh) * 2017-06-30 2021-10-08 艾普伦 用于马氏体不锈钢钢板点焊的方法
WO2019054116A1 (ja) * 2017-09-13 2019-03-21 Ｊｆｅスチール株式会社 抵抗スポット溶接方法
JP6963282B2 (ja) * 2018-04-20 2021-11-05 株式会社神戸製鋼所 アルミニウム材の抵抗スポット溶接継手、及びアルミニウム材の抵抗スポット溶接方法
KR102415945B1 (ko) * 2018-06-29 2022-06-30 제이에프이 스틸 가부시키가이샤 저항 스폿 용접 방법 및 용접 부재의 제조 방법
WO2020024164A1 (zh) * 2018-08-01 2020-02-06 深圳配天智能技术研究院有限公司 一种自动焊接装置的标定件、标定组件以及标定系统
CN109079304A (zh) * 2018-10-10 2018-12-25 鞍钢股份有限公司 一种高碳当量冷轧双相钢的点焊工艺方法
JP7267770B2 (ja) * 2019-02-25 2023-05-02 株式会社神戸製鋼所 めっき鋼板の接合方法及び接合構造体
JP6777270B1 (ja) * 2019-05-28 2020-10-28 Ｊｆｅスチール株式会社 抵抗スポット溶接部および抵抗スポット溶接方法、並びに抵抗スポット溶接継手および抵抗スポット溶接継手の製造方法
EP4116455A4 (en) * 2020-03-05 2024-02-21 JFE Steel Corporation METHOD FOR RESISTANCE SPOT WELDING AND PRODUCTION METHOD FOR A RESISTANCE SPOT WELDED JOINT
JP7299192B2 (ja) * 2020-04-15 2023-06-27 株式会社神戸製鋼所 抵抗溶接部材の製造方法
CN112620906B (zh) * 2020-12-11 2022-08-16 马鞍山钢铁股份有限公司 一种提高1500MPa级热成形钢电阻点焊焊点耐蚀性的方法
CN112695250A (zh) * 2020-12-11 2021-04-23 马鞍山钢铁股份有限公司 一种1500MPa级双面非等厚铝-硅镀层热成形钢及其电阻点焊的方法
CN112695249A (zh) * 2020-12-11 2021-04-23 马鞍山钢铁股份有限公司 一种1800MPa级双面非等厚铝-硅镀层热成形钢及其电阻点焊的方法
CN112846470A (zh) * 2021-01-05 2021-05-28 中国科学院上海光学精密机械研究所 含超强热成型钢板匹配的电阻点焊方法
WO2022215103A1 (ja) * 2021-04-05 2022-10-13 日本製鉄株式会社 抵抗スポット溶接継手および抵抗スポット溶接継手の製造方法
CN113442458A (zh) * 2021-06-30 2021-09-28 高宜张 伞带加工工艺
CN113441826A (zh) * 2021-07-16 2021-09-28 上海交通大学 抑制镀锌高强钢电阻点焊接头液态金属脆裂纹的点焊工艺
JP7513229B1 (ja) 2023-01-30 2024-07-09 Ｊｆｅスチール株式会社 溶接継手の製造方法および溶接継手
WO2024162195A1 (ja) * 2023-01-30 2024-08-08 Ｊｆｅスチール株式会社 溶接継手の製造方法および溶接継手

Citations (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN102581459A (zh) * 2012-03-07 2012-07-18 上海交通大学 一种不等厚超高强热成形钢板与低碳钢板电阻焊方法
JP2012192455A (ja) * 2012-05-30 2012-10-11 Nippon Steel Corp 高強度鋼板のスポット溶接方法
US20130020288A1 (en) * 2011-07-21 2013-01-24 Ford Global Technologies, Llc System and Method of Welding a Workpiece
JP2013078806A (ja) * 2012-12-28 2013-05-02 Jfe Steel Corp 抵抗スポット溶接方法

Family Cites Families (29)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US4072843A (en) * 1976-06-16 1978-02-07 General Dynamics Corporation Apparatus and method for weld bonding
DE3005083A1 (de) * 1980-02-12 1981-08-20 GME Entwicklungsgesellschaft für Maschinenbau und Elektronik mbH, 7320 Göppingen Verfahren zur herstellung von laengsnahtgeschweissten, gerundeten zargen
US5194709A (en) * 1990-10-08 1993-03-16 Kabushiki Kaisha Sg Method for checking a spot welded portion and spot welding machine
JP2002103048A (ja) 2000-09-29 2002-04-09 Nippon Steel Corp 高強度鋼板のスポット溶接方法
US8058584B2 (en) * 2007-03-30 2011-11-15 Nissan Motor Co., Ltd. Bonding method of dissimilar materials made from metals and bonding structure thereof
JP5459750B2 (ja) 2007-11-28 2014-04-02 日産自動車株式会社 溶接方法
EP2224029B1 (en) * 2007-12-05 2012-09-19 Honda Motor Co., Ltd. High-strength steel sheet, automotive strengthening member comprising the same, and process for producing automotive strengthening member
JP5151615B2 (ja) * 2008-03-28 2013-02-27 新日鐵住金株式会社 高強度鋼板のスポット溶接方法
JP2010059451A (ja) 2008-09-02 2010-03-18 Sumitomo Metal Ind Ltd 溶接継手およびその製造方法
US8450634B2 (en) * 2008-09-23 2013-05-28 Honda Motor Co., Ltd. Resistance welding apparatus and resistance welding method
JP5201116B2 (ja) 2008-10-16 2013-06-05 Ｊｆｅスチール株式会社 高強度鋼板の抵抗スポット溶接方法
JP5415896B2 (ja) * 2009-01-29 2014-02-12 Ｊｆｅスチール株式会社 インダイレクトスポット溶接方法
JP5299257B2 (ja) 2009-05-27 2013-09-25 新日鐵住金株式会社 高強度鋼板のスポット溶接方法
CN102596481B (zh) * 2009-07-31 2015-04-15 高周波热炼株式会社 焊接构造构件及焊接方法
US8962149B2 (en) * 2009-08-31 2015-02-24 Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation Spot welded joint
JP5468350B2 (ja) * 2009-10-23 2014-04-09 マツダ株式会社 異種金属板の接合方法
JP2011152574A (ja) * 2010-01-28 2011-08-11 Honda Motor Co Ltd 抵抗溶接方法
US8710394B2 (en) * 2010-04-07 2014-04-29 GM Global Technology Operations LLC Method of controlling an indentation depth of an electrode into a metal substrate during welding
JP2011177794A (ja) * 2011-05-18 2011-09-15 Okuchi Kensan Kk 抵抗溶接方法
US9969026B2 (en) * 2011-08-25 2018-05-15 GM Global Technology Operations LLC Weld schedule for resistance spot welding of aluminum alloy workpieces
JP5333560B2 (ja) * 2011-10-18 2013-11-06 Ｊｆｅスチール株式会社 高張力鋼板の抵抗スポット溶接方法及び抵抗スポット溶接継手
JP5267640B2 (ja) * 2011-11-25 2013-08-21 Ｊｆｅスチール株式会社 抵抗スポット溶接継手の評価方法
MX364023B (es) * 2012-09-24 2019-04-11 Nippon Steel & Sumitomo Metal Corp Metodo de soldadura por puntos para lamina de acero de alta resistencia excelente en resistencia de union.
ES2663500T3 (es) * 2013-06-05 2018-04-13 Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation Estructura unida soldada por puntos y método de soldadura por puntos
US9737956B2 (en) * 2013-06-14 2017-08-22 GM Global Technology Operations LLC Resistance spot welding thin gauge steels
DE102013108563A1 (de) * 2013-08-08 2015-02-12 Thyssenkrupp Steel Europe Ag Verfahren und Vorrichtung zum Widerstandsschweißen von Sandwichblechen
US9999938B2 (en) * 2013-08-23 2018-06-19 GM Global Technology Operations LLC Multi-step direct welding of an aluminum-based workpiece to a steel workpiece
DE102013112436A1 (de) * 2013-11-12 2015-05-13 Thyssenkrupp Ag Mehrstufiges Widerstandsschweißen von Sandwichblechen
US10730134B2 (en) * 2014-05-07 2020-08-04 Nippon Steel Corporation Spot welding method

Patent Citations (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US20130020288A1 (en) * 2011-07-21 2013-01-24 Ford Global Technologies, Llc System and Method of Welding a Workpiece
CN102581459A (zh) * 2012-03-07 2012-07-18 上海交通大学 一种不等厚超高强热成形钢板与低碳钢板电阻焊方法
JP2012192455A (ja) * 2012-05-30 2012-10-11 Nippon Steel Corp 高強度鋼板のスポット溶接方法
JP2013078806A (ja) * 2012-12-28 2013-05-02 Jfe Steel Corp 抵抗スポット溶接方法

Also Published As

Publication number Publication date
RU2633414C2 (ru) 2017-10-12
CA2912591C (en) 2017-12-19
KR20150143818A (ko) 2015-12-23
CN105263663B (zh) 2017-07-21
RU2015155581A (ru) 2017-07-20
WO2014196499A1 (ja) 2014-12-11
CA2912591A1 (en) 2014-12-11
US20160082543A1 (en) 2016-03-24
ES2663500T3 (es) 2018-04-13
EP3006154A4 (en) 2016-12-14
JP5987982B2 (ja) 2016-09-07
KR101805284B1 (ko) 2017-12-05
MX2015015832A (es) 2016-03-04
CN105263663A (zh) 2016-01-20
TW201509575A (zh) 2015-03-16
US20190030637A1 (en) 2019-01-31
EP3006154B1 (en) 2018-01-17
BR112015028782A2 (pt) 2017-07-25
ZA201508065B (en) 2018-05-30
JPWO2014196499A1 (ja) 2017-02-23
US11027361B2 (en) 2021-06-08
MY183966A (en) 2021-03-17
EP3006154A1 (en) 2016-04-13

Similar Documents

Publication Publication Date Title
TWI587954B (zh) Point welding joints and point welding method
JP6409470B2 (ja) スポット溶接方法
WO2014045431A1 (ja) 継手強度に優れた高強度鋼板のスポット溶接方法
JP6658764B2 (ja) スポット溶接継手およびスポット溶接方法
JP5641158B2 (ja) スポット溶接継手
JP2011005544A (ja) 高強度鋼板のスポット溶接方法
JP7453600B2 (ja) スポット溶接継手及びスポット溶接継手の製造方法
JP6879345B2 (ja) 抵抗スポット溶接方法、抵抗スポット溶接継手の製造方法
JP7024798B2 (ja) 鋼板、テーラードブランク、熱間プレス成形品、鋼管、中空状焼入れ成形品、鋼板の製造方法、テーラードブランクの製造方法、熱間プレス成形品の製造方法、鋼管の製造方法、および中空状焼入れ成形品の製造方法
JP2010116592A (ja) ナットプロジェクション溶接継手
JP2010115678A (ja) ナットプロジェクション溶接継手
JP5070866B2 (ja) 熱延鋼板およびスポット溶接部材
WO2024029626A1 (ja) スポット溶接継手の製造方法及びスポット溶接継手
JP7480929B1 (ja) 抵抗スポット溶接継手およびその抵抗スポット溶接方法
WO2024111224A1 (ja) 抵抗スポット溶接方法
JP2001131679A (ja) 超細粒鋼からなる継手及び構造体
WO2024127866A1 (ja) 抵抗スポット溶接継手およびその抵抗スポット溶接方法
JP7347716B1 (ja) 抵抗スポット溶接継手および抵抗スポット溶接方法
WO2024063010A1 (ja) 溶接部材およびその製造方法
JP7364113B2 (ja) 抵抗スポット溶接部材およびその抵抗スポット溶接方法
JP7435935B1 (ja) 溶接部材およびその製造方法
WO2024063009A1 (ja) 溶接部材およびその製造方法
TWI498178B (zh) Fitting method of high strength steel plate with excellent joint strength
JP2023145266A (ja) 抵抗スポット溶接継手及びその製造方法
JP2023037221A (ja) スポット溶接継手、自動車用部品、及びスポット溶接継手の製造方法

Legal Events

Date Code Title Description
MM4A Annulment or lapse of patent due to non-payment of fees