WO2014025063A1 - 重ね合せ溶接部材、自動車用部品、重ね合せ部の溶接方法、及び、重ね合せ溶接部材の製造方法 - Google Patents

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上田　秀樹
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Definitions

  • the present invention relates to a lap weld member in which lap portions of a plurality of steel plate members are joined by spot welds, an automotive part having the lap weld member, a method of welding the lap portion, and the manufacture of the lap weld member Regarding the method.
  • hot stamp materials having a tensile strength of 1500 MPa or more have been put into practical use.
  • the hot stamp material here refers to press working in a state where the steel plate is heated to about 900 ° C. and softened, and at the same time, strengthening by quenching due to the cooling effect (contact cooling) accompanying the contact with the mold, The above-described tensile strength of 1500 MPa class and good dimensional accuracy are realized.
  • resistance spot welding in which two or more steel plate members formed from steel plates are superposed and energized while being pressed with an electrode is frequently used.
  • this resistance spot welding the melted and solidified portion of an ellipsoid, that is, the nugget is formed in the overlapped portion by energization heating, whereby a plurality of steel plate members can be joined.
  • FIG. 1 is a diagram conceptually illustrating the hardness distribution of the spot welded portion 10 when the conventional energization condition is applied to two TRIP (TRansformation Induced Plasticity) materials S11 and S12. More specifically, FIG. 1A is a cross-sectional view conceptually showing the vicinity of the spot welded portion 10 with the thickness direction of the TRIP materials S11 and S12 (that is, the pressing direction by the electrodes) as the vertical direction on the paper surface. is there. In the following description of the present specification, a case where two superimposed members are viewed in the same cross section as in FIG. 1A is referred to as a “spot weld cross-sectional view”. There is. FIG.
  • the spot welded portion 10 includes a nugget 12 and a HAZ 14, and the HAZ 14 has a HAZ hardened portion 14H adjacent to the nugget 12 and a HAZ softened portion 14T formed around the HAZ hardened portion 14H. And have. Further, the HAZ softest part 14L exists at the inner peripheral edge of the HAZ softened part 14T.
  • the quality of spot welds is often evaluated by the tensile shear strength and the cross tensile strength (joint strength in the peeling direction), and it is known that the tensile shear strength increases as the base metal strength increases. ing.
  • the peel strength represented by the cross tensile strength tends to decrease as the strength of the base material increases.
  • FIG. 2A the outline of the cross tension test based on JISZ3137 (1999) for measuring cross tensile strength is demonstrated.
  • the cross tension test as shown in FIG. 2A, two test pieces S21 and S22 made of a steel plate are arranged orthogonally to form a spot weld 10 having a nugget 12 by resistance spot welding and joined. Thereafter, the test pieces S21 and S22 are pulled in the direction in which they are peeled from each other, and the peel strength until the spot welded portion 10 breaks is measured.
  • the fracture form by the cross tension test is (A) interfacial fracture breaking at the interface between the plates in the nugget; (B) As shown in FIG. 2B, a partial plug break that breaks in the plate thickness direction after a crack has developed inside the nugget 12 (inward from the nugget end 12E); (C) As shown in FIG. 2C, the nugget 12 does not break, and the outer peripheral portion of the nugget 12 breaks in the plate thickness direction; are categorized.
  • FIG. 2D is a diagram illustrating an example of the correlation between the base material tensile strength and the cross tensile strength.
  • “black circles” indicate plug breaks and “open circles” indicate partial plug breaks.
  • the cross tensile strength is about 9 kN in the 1500 MPa class hot stamping material (the steel sheet member after hot stamping the steel sheet for hot stamping having a tensile strength of 1500 MPa by hot stamping), and the 1800 MPa class.
  • a hot stamp material a steel plate member after hot stamping a hot stamping steel plate having a tensile strength of 1800 MPa by hot stamping
  • it is about 4 kN.
  • the cross tensile strength of the high-strength steel plate of 980 MPa or less is about 8 to 14 kN. That is, a hot stamp material of 1500 MPa class or higher has a significantly reduced cross tensile strength as compared with a high strength steel sheet of 980 MPa class or lower.
  • the rupture form by the cross tensile test is mainly a plug rupture that breaks outside the nugget 12 in a high-strength steel sheet of 980 MPa or less, whereas a partial plug is used in a 1500 MPa class hot stamp material or a 1800 MPa class hot stamp material. It is mainly broken. This indicates that in the hot stamp material of 1500 MPa class or higher, the nugget is easily cracked due to the low toughness of the nugget.
  • the main cause of the decrease in peel strength in spot welding of high-strength steel sheets is that the toughness decreases as the nugget hardness increases, and breakage within the nugget (partial plug breakage) is likely to occur. it is conceivable that.
  • the nugget diameter when the nugget diameter is increased, the fracture form is more likely to be a plug fracture than the partial plug fracture, and the strength of the spot welded portion is increased. Therefore, for example, increasing the nugget diameter is effective in improving the peel strength of the spot welded portion of the high-tensile steel plate.
  • a technique for improving the strength of a lap weld member by resistance spot welding is desired with the conventional nugget diameter.
  • a post-energization method is disclosed in which a nugget is formed by main energization, and once energized, the energization is performed again (see, for example, Non-Patent Document 1).
  • the post-energization method for example, as shown in FIG. 3, in a state where a predetermined pressure is applied by an electrode in resistance spot welding, (A) Forming a nugget by conducting the first energization (main energization) under conventional normal conditions, (B) Cool until martensite is formed around the nugget with a predetermined downtime, (C) The martensite is tempered by the second energization (post energization).
  • the heat affected zone (Heat-Affected Zone, hereinafter referred to as HAZ) of the nugget and the spot welded portion is tempered to improve toughness, and the HAZ is softened to deform. Since it becomes easy to do, since the stress at the time of peeling in a nugget edge part area
  • martensite is generated by rapidly cooling until the molten metal passes through the Ms point and falls below the Mf point.
  • the martensite produced here has an appropriate temperature range in which tempering is possible by adjusting the amount of heat input by controlling the current conditions for post-energization (ie, about 550 ° C. to 600 ° C. as shown in FIG. 3). Tempered martensite by being heated to a temperature not lower than C ° C and not higher than Ac1 point) and cooled after completion of post-energization.
  • FIG. 4 shows a spot weld 10 formed by superposing test pieces S31 and S32 which are DP (Dual Phase) materials or TRIP materials based on the normal conditions in the conventional resistance spot welding shown in FIG. It is a figure which illustrates notionally the hardness distribution of the spot weld part 10 after having performed. More specifically, FIG. 4A is a cross-sectional view of a spot weld, and FIG. 4B conceptually shows the distribution of Vickers hardness corresponding to the position of FIG. It is a graph to show.
  • the spot welded portion 10 is first formed by main energization.
  • the spot welded portion 10 includes the nugget 12 and the HAZ 14, and the HAZ 14 is surrounded by the HAZ cured portion 14H and the HAZ cured portion 14H adjacent to the nugget 12.
  • the HAZ softened portion 14T is formed. Further, the HAZ softest part 14L exists at the inner peripheral edge of the HAZ softened part 14T.
  • the nugget 12 and the HAZ cured portion 14H are tempered to reduce the hardness of the nugget 12 and the HAZ cured portion 14H.
  • the hard portion 14P locally remains in the HAZ hardened portion 14H, the hard portion of the HAZ 14 does not deform at the time of peeling, and the deformation concentrates in the vicinity of the nugget end 12E. It will not improve enough.
  • FIG. 5 shows spot welding in the case where a spot welded portion 10 is formed by applying resistance spot welding according to conventional normal conditions to the test pieces S41 and S42 of the hot stamp material, and the spot welded portion 10 is energized afterwards.
  • FIG. 6 is a diagram conceptually illustrating a change in HAZ 14 in a unit 10. More specifically, FIG. 5A is a cross-sectional view of the spot welded portion including the nugget 12 formed by single energization with respect to the test pieces S41 and S42, and FIG. 5B is a cross-sectional view of FIG. It is a graph which shows notionally distribution of Vickers hardness which made a position correspond to a).
  • FIG. 5C is a cross-sectional view of the spot welded portion including the nugget 12 after the post-energization
  • FIG. 5D is a view of the Vickers hardness corresponding to the position of FIG. 5C. It is a graph which shows distribution conceptually. Note that the two-dot chain line shown in FIG. 5D shows the distribution of Vickers hardness after the main energization and before the post-energization.
  • tempering is promoted over a wide range of the nugget 12 and the HAZ hardened portion 14H as shown in FIG. 5 (d). Tempering with the softened portion 14L cannot be sufficiently performed, and a portion 14P having locally high Vickers hardness remains. That is, since the effect of improving toughness by tempering cannot be obtained sufficiently, it is not easy to ensure sufficient peel strength of the spot welded part 10.
  • the conventional post-energization method is not practical because it is not easy to sufficiently obtain the effect of improving the toughness of the spot welded part, and there is a problem that the welding time becomes long.
  • various techniques have been disclosed.
  • Patent Document 1 discloses an invention in which post-energization conditions are determined according to a plate set by numerical calculation.
  • Patent Document 2 discloses an invention in which post-energization is performed for a short time and a high current condition at least once to effectively generate heat at a location that becomes a fracture starting point, and shorten the welding time. It is said that it can have a wide range of appropriate conditions.
  • Patent Document 3 discloses an invention that increases the breaking strength of the joint portion by enlarging the width of the HAZ softened portion around the nugget by re-energizing and refining the structure while maintaining the hardness of the nugget. Has been.
  • Patent Document 4 a simple two-stage energization type spot welding consisting of a combination of main energization and temper energization generates a maximum point in the hardness of the HAZ part while maintaining the hardness of the nugget, thereby increasing the high tension.
  • An invention relating to spot welding capable of ensuring excellent tensile strength for a steel sheet is disclosed.
  • Japanese Unexamined Patent Publication No. 2002-103054 Japanese Unexamined Patent Publication No. 2010-115706 Japanese Unexamined Patent Publication No. 2012-187617 Japanese Unexamined Patent Publication No. 2008-229720
  • Patent Document 1 According to the technique disclosed in Patent Document 1, it is said that the conditions of post-energization can be optimized for the purpose of improving the peel strength and fatigue strength of spot welds. However, since the residual stress is utilized, the effect is limited.
  • Patent Document 2 it is said that by optimizing post-energization after welding, the hardened portion of the nugget and HAZ that are the starting points of fracture can be softened and the toughness can be improved.
  • the state of softening is not specifically shown and the cross tensile strength is supposed to be improved, the mechanism is unclear and the peel strength could not be improved sufficiently.
  • Patent Literature 3 although it is said that the breaking strength can be improved by widening the HAZ part, as described later, for the relaxation of strain concentration, the HAZ rather than the width of the HAZ part. Since the softening position is important, strain concentration at the end of the nugget may not be sufficiently relaxed.
  • Patent Document 4 it is said that excellent tensile strength can be obtained by returning the distribution of the hardened portion of the HAZ part, but the joint strength can be improved by dispersing the strain concentration on the HAZ part. Since this is a technique for achieving this, it may be difficult to obtain the effect when the nugget breaks.
  • the techniques disclosed in Patent Document 3 and Cited Document 4 are techniques in which the effect cannot be obtained with a hot stamp material of 1500 MPa class or higher as the object of the present invention.
  • the present invention has been made in view of such circumstances, and a lap weld member capable of improving the peel strength at a spot welded portion, an automotive part having the lap weld member, and welding of the overlap portion. It is an object of the present invention to provide a method and a method for manufacturing a lap weld member.
  • a first aspect of the present invention is a lap weld member in which overlapping portions of a plurality of steel plate members are joined by spot welds, and at least one of the plurality of steel plate members includes martensite.
  • a lap weld member is a lap weld member.
  • a second aspect of the present invention is a lap weld member in which overlapping portions of a plurality of steel plate members are joined by spot welds, wherein at least one of the plurality of steel plate members is martensite.
  • the spot weld has a nugget formed by resistance spot welding, a heat affected zone formed around the nugget, and a softened portion having the lowest Vickers hardness in the heat affected zone.
  • the distance from the melt boundary portion of the nugget to the softest portion is D (mm), and if the number of the steel plate members having the highest tensile strength among the plurality of steel plate members is singular, the thickness is t (mm).
  • the plurality of steel plate members may include a hot stamp material.
  • a third aspect of the present invention is an automotive part including the lap weld member according to any one of (1) to (3) above.
  • a nugget, a heat-affected zone formed around the nugget, and a lowest Vickers hardness in the heat-affected zone are formed on the overlapping portion of the plurality of steel plate members.
  • a resistance spot welding step of forming a spot welded portion having a softened portion by resistance spot welding; and a tempered martensite between the center portion of the nugget and the softest portion, and its Vickers hardness is And a tempering step for forming a tempered region that is 120% or less when the Vickers hardness of the softest part is 100%.
  • the energization time of the resistance spot welding is T (seconds), and the tensile strength is the highest among the plurality of steel plate members. If there is a single steel plate member with a high thickness, the thickness is set to t (mm). On the other hand, if there are a plurality of steel plate members with the highest tensile strength, the thickness of the steel plate member with the smallest thickness among them is set.
  • t (mm) is set, and the time of one cycle of the resistance spot welding energization is cyc (seconds), the energization may be performed so as to satisfy the following expression (2).
  • a welding current I 0 (kA) equal to or smaller than the generation current of dust is applied to the overlapped portion;
  • the preheating current I (kA) and the welding current I 0 (kA) are expressed by the following formula (5): May be satisfied.
  • Formula (8) In the welding method of the overlapped portion described in the above (5), in the resistance spot welding step, the distance from the fusion boundary portion of the nugget to the softest portion is D (mm).
  • the plate thickness is t (mm)
  • the tempering step is performed by post-energization. It may be a post-energization step for forming the return region. D ⁇ t 0.2 (6) Equation (9)
  • the energization time of the resistance spot welding is T (seconds).
  • the energization may be performed so as to satisfy the following expression (7). 5t ⁇ cyc ⁇ T ⁇ (5t + 4) ⁇ cyc (7) Formula (10)
  • the energization time T 1 ( Second) satisfy the following formula (8), and preheating for energizing the overlapping portion with a preheating current I (kA)
  • the energization time is T 2 (seconds) and the time of one energization cycle is cyc (seconds)
  • the following equation (9) is satisfied.
  • a welding current I 0 (kA) equal to or less than the generated current is supplied to the overlapping portion; the preheating current I (kA) and the welding current I 0 (kA) may satisfy the following expression (10).
  • Formula (11) According to a fifth aspect of the present invention, there are provided a nugget, a heat-affected zone formed around the nugget, and a Vickers in the heat-affected zone.
  • the energization may be performed so as to satisfy the following expression (12). 5t ⁇ cyc ⁇ T ⁇ (5t + 4) ⁇ cyc (12) Formula (13)
  • the energization time T 1 ( Second), time cyc (second) of one energization cycle, and the plate thickness t (mm) satisfy the following equation (13), and preheating current I (kA) is supplied to the overlapped portion.
  • the energization time is T 2 (seconds) and the energization time of 1 cycle is cyc (seconds).
  • the following welding current I 0 (kA) is passed through the overlapping portion; the preheating current I (kA) and the welding current I 0 (kA) may satisfy the following expression (15).
  • Formula 0.3I 0 ⁇ I ⁇ 0.7I 0 ⁇ (15)
  • Formula (14) According to a sixth aspect of the present invention, there is provided a method of manufacturing a lap weld member in which the overlap portions of a plurality of steel plate members are joined by spot welds, the plurality of steel plate members.
  • cyc means one cycle (1 / frequency) (second) of a power source used for energization of resistance spot welding. In the case of 60 Hz, 1 ⁇ cyc is (1/60) ( In the case of 50 Hz, 1 ⁇ cyc is (1/50) (second).
  • the peel strength at the spot weld can be improved. it can.
  • FIG. 10A is a graph showing respective equivalent plastic strains in Position 1 shown in FIG.
  • FIG. 10A is a graph showing respective equivalent plastic strains in Position 2 shown in FIG. 10A regarding an analysis model of each spot weld according to “(a) short-time energization condition”, “(b) normal condition”, and “(c) no HAZ softening”. It is. It is a figure which shows the relationship between plate
  • the graph which shows the hardness distribution of the spot weld part after post-energization at the time of applying the short-time energization conditions and normal energization conditions concerning one embodiment of the present invention to a 1800MPa class hot stamp material with a plate thickness of 1.8 mm It is. It is a figure which illustrates notionally the change of the hardness distribution of a spot weld part at the time of carrying out back energization after forming a spot welded part by short-time energization conditions and normal energization conditions concerning one embodiment of the present invention. . It is a perspective view explaining the outline of an L character test.
  • the nugget and the HAZ hardened part are tempered by reducing the distance between the nugget end and the HAZ softened part and then energizing, and a locally hard part between the nugget end and the HAZ softened part. It has become possible to suppress the formation of, and the knowledge that the peel strength of the spot weld is improved as compared with the post-energization of the conventional method.
  • FIG. 6 is a spot weld cross-sectional view illustrating a schematic configuration of a spot weld 10 formed on a lap weld member used as, for example, an automotive part, according to an embodiment of the present invention.
  • the lap weld member according to the present embodiment is formed by joining steel plate members S ⁇ b> 1 and S ⁇ b> 2 via spot welds 10.
  • the nugget 12 is a steel plate centered on the center line CL of the electrode 50 by energization from the pair of resistance spot welding electrodes 50, 50 sandwiching the steel plate members S 1, S 2 in their thickness direction. It is formed in the overlapping part of member S1, S2.
  • the molten metal generated by energization solidifies in the thickness direction due to heat removal to the electrode 50 in the region near the center line CL in contact with the electrode 50, and in the region away from the center line CL of the electrode 50. Solidification proceeds toward the nugget center direction (toward the electrode center line CL) in addition to the plate thickness direction.
  • the nugget 12 has a region 12A where dendrite grows in the thickness direction and a region 12B where dendrite grows intersecting the thickness direction.
  • nugget end 12E when the overlapping portion is viewed from the thickness direction
  • nugget end region 12B the region 12A A region from the meeting portion 12C of the region 12B to the nugget end 12E
  • FIG. 7 is a cross-sectional view of the spot welded portion for explaining the spot welded portion 10 for welding the overlapped portion.
  • the spot welded portion 10 is formed around the nugget 12 formed by spot welding and around the nugget 12. HAZ14 by spot welding.
  • the HAZ 14 has a HAZ hardened portion 14H formed adjacent to the nugget 12, and a HAZ softened portion 14T formed around the HAZ hardened portion 14H. Further, in the vicinity of the inner peripheral portion of the HAZ softened portion 14T, a HAZ softest portion 14L having the lowest Vickers hardness is formed.
  • a symbol D illustrated in FIG. 7 indicates a distance between the nugget end 12E and the HAZ most softened portion 14L.
  • FIG. 8 is a diagram for explaining energization conditions in resistance spot welding according to the present embodiment.
  • the short-time energization condition C11 according to the present embodiment has an energization current I11 higher than the energization current I21 of the normal energization condition C21 and a current with an energization time T11 shorter than the conventional normal energization time T21.
  • Resistance spot welding is performed by first conducting a single energization.
  • a broken line indicates the first energization C21 (current value I21, energization time T21) under normal conditions, where current value I11> current value I21, energization time T11 (cyc) ⁇ energization time T21 (cyc). It is.
  • the short-time energization condition C11 is shown from the middle of the time axis of the normal energization condition C21 in order to align the energization completion timing.
  • the molten metal generated when the nugget 12 is formed by energization is rapidly cooled after completion of the single energization and passes through the Ms point. Since the temperature is lowered to the Mf point or lower, martensite is generated.
  • the joint melts in a shorter time than the normal energization condition C21.
  • the nugget 12 is formed. Therefore, according to the short-time energization condition C11, an excessive heat flow around the nugget 12 is suppressed, the HAZ hardened portion is reduced, and the distance D between the nugget end 12E and the HAZ most softened portion 14L is reduced.
  • the stress concentration on the nugget end region 12B can be reduced by concentrating the strain on a portion other than the nugget end region 12B at the time of peeling only by the single energization, thereby improving the peel strength.
  • spot welding part 10 formed by the single electricity supply of short-time energization conditions C11 as it is, and also, after the predetermined rest time Ts passes, the formed spot welding part 10 is post-energization conditions.
  • Post-energization by C12 that is, second energization may be performed.
  • the nugget 12 can be tempered when the spot weld 10 formed under the short-time energization condition C11 is energized under the post-energization condition C12 (current value I12, energization time T12) after the energization is stopped for the rest time Ts. Tempered martensite can be obtained without increasing the temperature (approximately 550 to 600 ° C.) to Ac 1 or less and then gradually cooling to re-quenze HAZ 14.
  • the current value I11 is made larger than the current value I21 in the normal energization condition C21, and the energization time T11 is made shorter than the energization time T21 in the normal energization condition C21.
  • the temperature is raised over time, heat conduction to the surroundings of the heat generated by energization is not promoted, and the temperature of the HAZ 14 is less likely to be higher than normal conditions.
  • the width of the HAZ hardened portion 14H is reduced, and the distance D between the nugget end 12E and the HAZ most softened portion 14L is considered to be reduced.
  • the width of the HAZ cured portion 14H is small, so that the nugget 12 and the HAZ cured portion 14H are sufficiently tempered. For this reason, it is suppressed that a part with high Vickers hardness is formed between the nugget end 12E and the HAZ most softened portion 14L. That is, since the HAZ hardened portion 14H is uniformly softened, the deformation becomes easy and the stress at the time of peeling to the nugget end region 12B is reduced, so that the peel strength can be improved.
  • the Vickers hardness between the HAZ most softened portion 14L and the nugget end 12E is reduced, and the Vickers hardness of the HAZ most softened portion 14L is 100%. In this case, it can be set to 120% or less, and the toughness of the spot welded portion 10 can be sufficiently secured.
  • FIG. 9A and FIG. 9B show that “(a) short-time energization condition” and “(b) normal condition” according to the present embodiment are applied to a 1500 MPa class hot stamp material having a plate thickness of 1.6 mm for the first time. It is a figure which shows the case where it supplies with electricity, FIG. 9A is a spot weld part sectional drawing, and FIG. 9B is a graph which shows the hardness distribution of the spot weld part 10. FIG. Regarding the measurement of the hardness distribution, as shown in FIG.
  • the Vickers hardness is 1 ⁇ 4 of the plate thickness from the joint surface with the steel plate members S1 and S2 to the steel plate member S1 side and to the inner side of the steel plate member S1.
  • measurement was performed at a load of 9.8 N based on JIS Z 2244 at a pitch of 0.5 mm.
  • “open diamond” indicates a short-time energization condition
  • “open circle” indicates a normal energization condition.
  • the short-time energization condition is energization time: 9 ⁇ cyc
  • the normal condition is energization time: 20 ⁇ cyc
  • the current value is adjusted so that each nugget diameter is 4 ⁇ t (mm) (t is the plate thickness).
  • 9A and 9B it is understood that the distance D from the nugget end 12E to the HAZ most softened portion 14L is reduced by performing the first energization under “(a) short-time energization condition”.
  • FIG. 10A, 10B, 11 and 12 the equivalent strain in the case where the short-time energization and the energization under the normal conditions are performed will be described with reference to FIGS. 10A, 10B, 11 and 12.
  • FIG. 10A, 10B, 11 and 12 the equivalent plastic strain in the case of “(a) short-time energization conditions”, “(b) normal conditions” and “(c) no HAZ softening” is obtained. It was. This will be described in detail below.
  • FIG. 10A is a cross-sectional view of a spot welded portion illustrating an analysis model of a single energized test piece energized for the first time under “(a) short-time energization condition” with a distance D from the nugget end 12E to the HAZ softened portion 14L being 0.75 mm
  • FIG. 10B is a cross-sectional view of a spot welded portion illustrating an analysis model of a single energized test piece that is energized for the first time under normal conditions with a distance D from the nugget end 12E to the HAZ softened portion 14L of 1.5 mm.
  • the hardness distribution of the HAZ softened part was changed stepwise from the hardness of the softest part to the hardness of the base material part based on the measurement result shown in FIG. 9B.
  • Position 1 indicates the HAZ most softened portion 14L
  • Position 2 indicates the nugget end 12E.
  • the analysis model simulates “(a) short-time energization condition” shown in FIG. 10A, “(b) normal condition” shown in FIG. 10B, and “(c) no HAZ softening”. Three patterns were used.
  • FIG. 11 shows “(b) normal conditions” for an analysis model composed of spot welds of “(a) short-time energization conditions”, “(b) normal conditions”, and “(c) no HAZ softening”. It is a graph which shows each equivalent plastic strain in Position1 shown to FIG. 10A when the spot welded part of this is a cross tension test with the load fractured
  • Position 1 in the analysis model “(c) HAZ not softened” is set at the same position as “(b) normal condition”.
  • the equivalent plastic strain in Position 1 is about 0.032 in “(a) short-time energization condition”, and 0.013 in “(b) normal condition”, “(c) Compared with about 0.018 of “no HAZ softening”, it was greatly increased.
  • FIG. 12 shows an analysis model composed of spot welds of “(a) short-time energization condition”, “(b) normal condition”, and “(c) no HAZ softening”. It is a graph which shows each equivalent plastic strain in Position2 shown to FIG. 10A when a welded part carries out the cross tension test with the load fractured
  • Position 2 in the analysis model of “(c) HAZ not softened” is set at the same position as “(b) normal condition”.
  • the equivalent plastic strain in Position 2 is about 0.010 in “(a) short-time energization condition”, and 0.0115 in “(b) normal condition”, “( c) decreased compared to about 0.0118 of “no HAZ softening”.
  • “(b) normal condition” and “(c) no HAZ softening” are compared, at the HAZ softening position of “(b) normal condition”, whether or not HAZ softening affects the equivalent plastic strain in the end region of the nugget. The impact was minor.
  • the HAZ softened portion 14T has almost no strain reducing effect on the nugget end region 12B at the time of peeling. concentrate. As a result, it has been found that strain concentration on the nugget end region 12B is reduced. That is, if the “short-time energization condition” is used, the peel strength can be increased by this effect.
  • FIG. 13A is a diagram showing the relationship between the thickness t (mm) constituting the overlapping portion and the distance D (mm) from the nugget melting boundary (nugget end) to the HAZ most softened portion.
  • “open circles” indicate conventional 980 MPa grade DP steel by single energization.
  • “Outlined diamond” indicates a conventional 1500 MPa class hot stamping steel with a single current.
  • the plate thickness t (mm) in FIG. 13A is t (mm) if there is a single steel plate member having the highest tensile strength among a plurality of steel plate members, while the maximum tensile strength is obtained. If there are a plurality of high steel plate members, the thickness of the steel plate member having the thinnest thickness among them is defined as t (mm).
  • the cross tensile strength is lower when the base material strength is higher, so that the higher the base material strength tends to break.
  • plate set from which the board thickness differs in the same steel type it fractures
  • FIG. 13B is a diagram for explaining the relationship between the distance D from the nugget end 12E of the spot welded portion to the HAZ softened portion and the cross tensile strength when the nugget diameter is 4 ⁇ t in the 1500 MPa class hot stamp material.
  • the distance D (mm) between the nugget end 12E and the HAZ most softened portion 14L is t 0.2 (mm) or less
  • the cross tensile strength is improved to about 7 kN and the plug is stable. It can be made to break.
  • the cross tensile strength is improved to about 8 kN and further stable.
  • the plug can be broken, which is more preferable.
  • the cross tensile strength is improved by reducing the distance D from the nugget end 12E of the spot welded portion to the HAZ softened portion 14T.
  • the hardness from the base material to the nugget end region 12B (including the nugget end region 12B) at the overlapping interface of these two steel plate members is the maximum in Vickers hardness with respect to the HAZ softening portion 14L.
  • the value gradually decreases toward the nugget end 12E within a range of about 115%, or is equivalent to the hardness of the HAZ most softened portion 14L.
  • the effect of improving the joint strength is prominent when the fracture mode changes from nugget fracture (interface fracture, partial plug fracture) to plug fracture.
  • nugget fracture interface fracture, partial plug fracture
  • the HAZ softened portion 14T of the HAZ softened portion 14T is used for a joint in which the nugget 12 itself lacks the toughness and cracks propagate into the nugget and a plug fracture is not obtained.
  • the distance D (mm) from the nugget end 12E to the HAZ most softened portion 14L is By satisfying D ⁇ t 0.2 (1), sufficient improvement in joint strength can be obtained. Therefore, in the lap weld member according to the present embodiment, the distance D from the nugget end 12E to the HAZ most softened portion 14L satisfies the above expression (1). Further, when the distance D (mm) from the nugget end 12E to the softest part of the HAZ satisfies the formula D ⁇ 0.75 ⁇ (t 0.2 ) (1A), the fracture mode can be more reliably achieved. This is preferable in that the plug can be broken.
  • the overlapping portion of the plurality of steel plate members has the nugget 12, the HAZ 14 formed around the nugget 12, and the softened portion 14L having the lowest Vickers hardness in the HAZ 14.
  • the spot weld 10 is formed by resistance spot welding.
  • the Vickers hardness of the softest portion 14L is composed of tempered martensite between the center portion of the nugget 12 formed in the resistance spot welding step and the softest portion 14L.
  • a tempering region that is 120% or less is formed when the thickness is 100%.
  • the tempering region is preferably formed by post-energization, but is not limited to post-energization, and can be performed by, for example, laser beam irradiation.
  • the tempered region has a Vickers hardness of 120% or less when the Vickers hardness of the most softened portion 14L is 100%.
  • a tempering region can be formed between the center portion of the nugget 12 and the softest portion 14L.
  • the plate thickness t (mm) here, if a single steel plate member having the highest tensile strength among a plurality of steel plate members is singular, the plate thickness is set to t (mm). If there are a plurality of high steel plate members, the thickness of the steel plate member having the thinnest thickness among them is defined as t (mm).
  • FIG. 14 shows a short-time energization condition (9 ⁇ cyc), a normal condition (20 ⁇ cyc), a two-stage energization condition (the first process energization time 11 ⁇ cyc, the welding current 4 kA, the second process energization time 9 ⁇ cyc). ) Is applied to a 1800 MPa class hot stamp material having a plate thickness of 1.6 mm.
  • FIG. 15 is a graph showing the distribution of Vickers hardness based on the distance from the nugget end of the spot weld formed under the conditions shown in FIG. As shown in FIG. 14 and FIG.
  • the HAZ softening position is set to the nugget end than the conventional one while having an appropriate current range substantially equal to the conventional one.
  • the area 12B can be approached.
  • energization time T 1 (second), energization cycle time cyc (second), and plate thickness t (mm) are 5t ⁇ cyc ⁇ T 1 ⁇ (5t + 8) ⁇ cyc (3) formula)
  • a preheating current I (kA) is applied to the overlapping portion.
  • the energization time is T 2 (seconds) and the time of one cycle of the resistance spot welding energization is cyc (seconds), 5t ⁇ cyc ⁇ T 2 ⁇ (5t + 4) ⁇ cyc (4)
  • the nugget is formed by supplying the welding current I 0 (kA) equal to or less than the generation current of the dust to the overlapping portion after satisfying the equation (4).
  • the relationship between the preheating current I (kA) and the welding current I 0 (kA) is 0.3I 0 ⁇ I ⁇ 0.7I 0 (5) is satisfied.
  • the energization time T 1 (seconds) is 5 t ⁇ cyc or more and the preheating current I (kA) is 0.3 I 0 or more, that is, the welding current in the resistance spot welding process for forming the nugget. Since it is 30% or more of I 0 , the preheating effect is sufficient and a desired appropriate current range can be secured, which is preferable. Further, the energization time T 1 (second) is (5t + 4) ⁇ cyc or less and the preheating current I (kA) is 0.7I 0 or less, that is, the welding current I 0 in the resistance spot welding process for forming the nugget. Since it is 70% or less, the distance D between the nugget end 12E and the HAZ most softened portion 14L can be reduced, which is preferable.
  • the distance D (mm) to 14L can be t 0.2 or less, and the peel strength at the spot welded portion can be stably improved. Further, by adjusting the energization time so that the distance D (mm) is 0.75 ⁇ (t 0.2 ) or less, a spot welded portion in which the fracture mode is plug fracture can be obtained more reliably. The peel strength can be improved.
  • the above-described tempering step for example, tempering by post-energization
  • tempering by post-energization so that the nugget end region 12B is tempered to the lap weld thus obtained, tempered martensite.
  • a tempering region whose Vickers hardness is 120% or less when the Vickers hardness of the softest part 14L is 100% is formed between the center part of the nugget 12 and the softest part 14L. it can. Therefore, a lap weld member having a conventional nugget diameter, excellent peel strength, and high joint strength can be produced.
  • the energization condition is adjusted for a short time so that the nugget end 12E and the HAZ most softened portion 14L are close to each other, and in the subsequent tempering step, the Vickers hardness in the tempered region is reduced to the most softened portion. It is necessary to be 120% or less of the 14 L Vickers hardness. However, in order to obtain a more suitable effect, the Vickers hardness of the tempered region is preferably 115% or less, more preferably 110% or less of the Vickers hardness of the most softened portion 14L. In addition, the lower limit value of the Vickers hardness of the tempering region is not specified.
  • a lap weld member has a base material tensile strength of 980 MPa or higher
  • interface fracture and partial plug fracture tend to occur, and the joint strength tends to decrease.
  • the present embodiment has an effect on a steel plate member that is softened by spot welding, but is preferably applied to a high-tensile steel plate having a base material tensile strength of 980 MPa or higher.
  • the base material is full martensite, the HAZ softening amount is large, and the effect of this embodiment is remarkable.
  • the lap welding member according to the present embodiment is not limited to the plate thickness and type (for example, DP, TRIP, etc.) of each steel plate member of the overlapped portion of two or more steel plate members, and further, whether or not plating is present. .
  • the board set which overlaps two sheets of the same kind of steel plate is demonstrated, it is not limited to this, Even if it is a board set of 3 or more sheets, it is not limited to this. Has an effect.
  • FIG. 16 is a diagram illustrating a schematic configuration of the spot welded portion 10 formed under the energization condition according to the present embodiment when a hot stamp material is used as the steel plate members S1 and S2. More specifically, FIG. 16A is a cross-sectional view of a spot welded portion after a short-time energization, and FIG. 16B is a cross-sectional view of a spot welded portion after a post-energization. . FIG. 16C is a graph showing the distribution of Vickers hardness after single energization and after post-energization. Moreover, FIG. 17 is a figure which illustrates notionally the change of the Vickers hardness of the spot welding part after single electricity supply and after after electricity supply.
  • the distance D between the nugget end 12E and the HAZ most softened portion 14L is reduced to about 1 mm. Since the distance D between the nugget end 12E and the HAZ most softened portion 14L by energization under the conventional normal condition is about 1.5 mm, the distance is significantly reduced. As a result, stress concentration around the nugget end 12E can be relaxed.
  • the HAZ hardened portion 14H can be tempered sufficiently within the range indicated by dot hatching in FIG.
  • the spot welding portion 10 is formed by applying the energization condition according to the present invention to the hot stamp materials S1 and S2, a single energization is performed for a short time as shown in FIGS.
  • the HAZ cured portion 14H has a Vickers hardness substantially equal to that of the nugget 12.
  • the nugget 12 and the HAZ hardened portion 14H are sufficiently tempered, and the space between the HAZ most softened portion 14L and the nugget end 12E is in the Vickers hardness.
  • the hardness is the same as that of the HAZ softened portion 14L, or the maximum value of the hardness is about 115% of the HAZ softened portion 14L, and the stress in the nugget end region 12B is sufficiently relaxed. As a result, the peel strength of the spot welded portion 10 in the hot stamp material can be improved. If the nugget end region 12B is tempered, it is not necessary that the entire nugget 12 is tempered.
  • the maximum hardness between the nugget 12 and the HAZ most softened portion 14L in the Vickers hardness is HAZ. It can be made into the range of about 120% or less to the softest part 14L. As a result, the toughness of the nugget 12 and the HAZ hardened portion is improved, and the peel strength can be improved.
  • the maximum Vickers hardness between the nugget end 12E and the HAZ most softened portion 14L is 120% or less of the Vickers hardness of the HAZ most softened portion 14L, preferably 115% or less, more preferably 110% or less. Even if the entire nugget 12 is not tempered, the joint strength is improved.
  • the short-term energization conditions are adjusted so that the nugget end and the HAZ most softened portion are brought close to each other, and the maximum value of the Vickers hardness between the center portion of the nugget 12 and the HAZ most softened portion 14L after the post-energization A range of 115% is preferable with respect to the softest portion 14L.
  • the energization condition for a short time bringing the nugget end and the HAZ most softened portion closer to each other, the maximum value of the Vickers hardness between the nugget and the HAZ most softened portion after the post-energization is applied to the HAZ softest portion 14L.
  • the range of 110% is more preferable.
  • FIG. 18 is a graph showing the hardness distribution of the spot weld in one-time energization when the short-time energization condition and the normal energization condition according to the present embodiment are applied to a 1800 MPa class hot stamp material having a plate thickness of 1.8 mm. It is.
  • FIG. 19 shows the hardness distribution of the spot weld after post-energization when the short-time energization condition and the normal energization condition according to this embodiment are applied to a 1800 MPa class hot stamp material with a plate thickness of 1.8 mm. It is a graph to show. In FIG.
  • “outlined diamond” indicates the hardness distribution of the spot welded portion when the spot welded portion is formed by the main energization adopting the short-time energization condition of energization time 9 ⁇ cyc (seconds). Further, “open circle” indicates the hardness distribution of the spot welded portion when the spot welded portion is formed by main energization adopting the normal condition of energization time 22 ⁇ cyc (seconds). In FIG. 19, “open diamond” is a case where a spot weld is formed by main energization adopting a short-time energization condition of energization time 9 ⁇ cyc (seconds), and then tempered by post-energization.
  • the distance from the nugget edge to the HAZ softest part is closer in the short-time energization condition indicated by “open diamond” than in the normal condition indicated by “open circle”.
  • the HAZ softest part formed during the main energization is the end region of the nugget. Therefore, there is a place with high hardness between the nugget and the softest part (a position about 1 mm from the end region of the nugget).
  • the HAZ most softened portion formed during the main energization is close to the end region of the nugget.
  • the Vickers hardness of the HAZ and the nugget (including the nugget end region 12B) up to 12B can be 120% or less of the hardness of the HAZ most softened portion.
  • strain concentration around the nugget end 12E can be alleviated when the HAZ softened portion formed during the main energization is closer to the nugget end 12E.
  • shortening the energization time for forming the nugget 12 is effective from the viewpoint of improving the joint strength by bringing the HAZ softened position closer to the end region of the nugget.
  • FIG. 20 is a diagram conceptually illustrating the change in the HAZ of the spot weld after single energization and post energization when the short-time energization condition according to the present embodiment is applied to the DP material or TRIP material.
  • FIG. 20A is a cross-sectional view of a spot weld.
  • the HAZ hardened portion 14H is nugget in the nugget 12 and the Vickers hardness in a state of being simply energized for a short time. Is almost equivalent.
  • the nugget 12 and the HAZ hardened portion 14H are different from the hardness distribution of the hot stamp material shown in FIG. 17 in that the nugget 12 and the HAZ cured portion 14H are very hard as compared with the base material of the DP material or the TRIP material.
  • the nugget 12 and the HAZ hardened portion 14H are sufficiently tempered, and there is a Vickers hardness between the HAZ softest portion 14L and the nugget end 12E. Is about 115% of the HAZ softened portion 14L, and the stress in the nugget end region 12B is sufficiently relaxed. As a result, the peel strength of the spot welded portion 10 in the DP material or TRIP material can be improved. If the nugget end region 12B is tempered, it is not necessary that the entire nugget 12 is tempered. In addition, the dashed-two dotted line shown to (c) of FIG. 20 has shown the hardness distribution before post-energization.
  • a nugget and a HAZ hardening part are formed by laser irradiation, for example. It may be tempered.
  • an appropriate current range (generally, a nugget diameter of 4 ⁇ The current range from the current value at which t can be obtained to the occurrence of dust is reduced.
  • Condition (1) is a short-time single energization condition
  • (2) is a conventional single energization condition
  • (3) is a two-stage energization condition.
  • the two-stage energization has an appropriate current range equivalent to that of conventional single energization, and the HAZ softest part is It became possible to approach the nugget edge.
  • the welding current was adjusted so that a nugget diameter of 4 ⁇ t (mm) was obtained.
  • a condition effective for improving the peel strength that is, a condition for softening the end region of the nugget was selected.
  • Condition a is a conventional single energization condition
  • condition b is a conventional post-energization condition
  • Condition A1 is a short-time single energizing condition
  • condition A2 is a two-stage energizing condition
  • conditions B1 and B2 are post-energized with respect to conditions A1 and A2, respectively.
  • the welding current was adjusted so that a nugget diameter of 4 ⁇ t was obtained.
  • the joint strength was measured by a cross tension test based on JIS Z3137 (1999) in the case of a cruciform joint, and by a test showing a schematic diagram of FIG. 21 in the case of an L-shaped joint. More specifically, in the L-shaped tensile test, as shown in FIG.
  • the bent portions of two test pieces formed by bending a steel plate into an L shape are overlapped with each other, and a nugget is formed by resistance spot welding on the overlapped portion.
  • the spot welded portion 10 having 12 was formed and joined, and then the strength until the spot welded portion 10 was broken was measured as the joint strength by pulling in the direction in which the overlapped portion was peeled off.
  • Table 4 shows the welding conditions.
  • t is the thickness of the steel sheet, and I 0 is adjusted so that a nugget diameter of 4 ⁇ t (mm) is obtained for each set.
  • the distance D is the distance from the nugget end region to the HAZ softest portion.
  • Table 3 summarizes the joint strength improvement effect under conditions A1 and A2.
  • Table 3 is a table for explaining examples related to single energization.
  • the joint strength was improved by about 25% as compared with the case of the condition a by applying the current for a short time of the condition A1.
  • Table 4 summarizes the joint strength improvement effects under conditions B1 and B2.
  • Table 4 is a table for explaining an example when post-energization is performed.
  • the joint strength was improved in all steel types and plate thicknesses as compared with the conventional single-current condition of condition a. This is considered to be an effect of obtaining an optimum hardness distribution that relaxes stress concentration on the nugget end, in addition to tempering the nugget end and improving toughness as in the conventional post-energization technique.
  • the fracture mode is changed from the interface fracture to the plug fracture compared to the case of the condition b. About 114%.
  • a plurality of steel plate members are joined to each other at an overlap portion, and the overlap weld member in which at least one of the plurality of steel plate members includes martensite is joined by a spot weld portion. Since the peel strength at the welded portion can be improved, it is industrially applicable.

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Abstract

複数の鋼板部材の重ね合せ部がスポット溶接部(10)で接合された重ね合せ溶接部材であって、前記複数の鋼板部材のうちの少なくとも一つがマルテンサイトを含み；前記スポット溶接部(10)が、スポット溶接により形成されたナゲット(12)と、前記ナゲット(12)の周囲に形成された熱影響部と、前記熱影響部内でビッカース硬さが最も低い最軟化部と、前記ナゲットの中心部と前記最軟化部との間に形成され、焼き戻しマルテンサイトからなるとともにそのビッカース硬さが前記最軟化部のビッカース硬さを１００％とした場合に１２０％以下である焼き戻し領域と、を有することで、スポット溶接部における剥離強度を向上する。

Description

重ね合せ溶接部材、自動車用部品、重ね合せ部の溶接方法、及び、重ね合せ溶接部材の製造方法
　本発明は、複数の鋼板部材の重ね合せ部がスポット溶接部で接合された重ね合せ溶接部材、重ね合せ溶接部材を有する自動車用部品、重ね合せ部の溶接方法、及び、重ね合せ溶接部材の製造方法に関する。
　本願は、２０１２年８月１０日に、日本に出願された特願２０１２－１７８６９１号に基づき優先権を主張し、その内容をここに援用する。
　近年、自動車分野では、車体の軽量化および衝突安全性の向上を目的として、高張力鋼板の適用が拡大している。
　さらに、高張力鋼板の強度レベルも年々高まっており、例えば、１５００ＭＰａ以上の引張強さを有するホットスタンプ材が実用化されている。ここで言うホットスタンプ材は、鋼板を約９００℃に加熱して軟質化させた状態でプレス加工を行い、同時に金型との接触に伴う冷却効果（接触冷却）により焼き入れ強化することで、上述のような１５００ＭＰａ級の引張強さと良好な寸法精度を実現するものである。
　また、例えば、車体組立においては、鋼板から形成される鋼板部材を２枚以上重ね合せて電極で加圧しながら通電する抵抗スポット溶接が多用されている。
　この抵抗スポット溶接によれば、通電加熱により楕円体の溶融凝固部、すなわち、ナゲットが重ね合せ部に形成され、これにより複数の鋼板部材を接合することができる。
　例えば図１は、従来の通電条件を２つのＴＲＩＰ（TRansformation Induced Plasticity）材Ｓ１１、Ｓ１２に適用した場合におけるスポット溶接部１０の硬さ分布を概念的に示す図である。
　より詳細には、図１の（ａ）は、ＴＲＩＰ材Ｓ１１、Ｓ１２の厚さ方向（すなわち、電極による加圧方向）を紙面上下方向としてスポット溶接部１０の近傍を概念的に示す断面図である。なお、本願明細書の以下の説明においては、２つの重ね合わせた部材を図１の（ａ）と同様の断面で見た場合の図を、「スポット溶接部断面図」と称して説明する場合がある。
　また、図１の（ｂ）は、図１の（ａ）と対応させたビッカース硬さの分布を概念的に示すグラフである。
　抵抗スポット溶接により生じた溶融金属は冷却速度が速いので、ナゲット１２にはマルテンサイトを生じやすく、その結果、ナゲット１２は母材部と比較して硬い組織になる。尚、一般的に、母材強度が高い場合には炭素当量が高いため、ナゲットのビッカース硬さが高くなる。
　図１に示すように、スポット溶接部１０は、ナゲット１２とＨＡＺ１４を備えており、ＨＡＺ１４は、ナゲット１２と近接するＨＡＺ硬化部１４Ｈと、ＨＡＺ硬化部１４Ｈの周囲に形成されるＨＡＺ軟化部１４Ｔとを有している。また、ＨＡＺ軟化部１４Ｔの内周縁にはＨＡＺ最軟化部１４Ｌが存在する。
　スポット溶接部の品質は、引張せん断強さ、および十字引張強さ（剥離方向の継手強度）により評価されることが多く、母材強度が増加すると、引張せん断強さが高くなることが知られている。
　しかしながら、母材の引張強さが７８０ＭＰａ級より高い場合には、母材強度が高くなるにつれて、十字引張強さに代表される剥離強度が低下する傾向がある。
　ここで、図２Ａを参照して、十字引張強さを測定するための、ＪＩＳ Ｚ３１３７（１９９９年）に基づく十字引張試験の概略を説明する。
　十字引張試験は、図２Ａに示すように、鋼板からなる二つの試験片Ｓ２１、Ｓ２２を直交配置させて、抵抗スポット溶接によりナゲット１２を有するスポット溶接部１０を形成して接合する。
　その後、試験片Ｓ２１、Ｓ２２を互いに剥離する方向に引っ張って、スポット溶接部１０が破断するまでの剥離強度を測定する。
　十字引張試験による破断形態は、
（ａ）ナゲット内の板－板間の界面で破断する界面破断と、
（ｂ）図２Ｂに示すように、ナゲット１２の内部（ナゲット端１２Ｅよりも内方）にき裂が進展した後に板厚方向へ破断する部分プラグ破断と、
（ｃ）図２Ｃに示すように、ナゲット１２は破損せずにナゲット１２の外周部分が板厚方向に破断するプラグ破断と、
に分類される。
　図２Ｄは、母材引張強さと十字引張強さとの相関の一例を示す図である。
　図２Ｄにおいて、「黒塗りの丸」はプラグ破断を、「白抜きの丸」は部分プラグ破断を示している。
　図２Ｄに示すように、十字引張強さは、１５００ＭＰａ級ホットスタンプ材（ホットスタンプにより引張強さ１５００ＭＰａ級となるホットスタンプ用鋼板をホットスタンプした後の鋼板部材）では約９ｋＮであり、１８００ＭＰａ級ホットスタンプ材（ホットスタンプにより引張強さ１８００ＭＰａ級となるホットスタンプ用鋼板をホットスタンプした後の鋼板部材）では約４ｋＮである。
　一方、９８０ＭＰａ級以下の高強度鋼板の十字引張強さは約８～１４ｋＮである。
　すなわち、１５００ＭＰａ級以上のホットスタンプ材は、９８０ＭＰａ級以下の高強度鋼板と比較して、十字引張強さが大幅に低下する。
　また、十字引張試験による破断形態は、９８０ＭＰａ級以下の高強度鋼板ではナゲット１２の外方で破断するプラグ破断が主体であり、一方、１５００ＭＰａ級ホットスタンプ材や１８００ＭＰａ級ホットスタンプ材では、部分プラグ破断が主体である。
　これは、１５００ＭＰａ級以上のホットスタンプ材では、ナゲットの靱性が低いことによりナゲットに亀裂が生じやすいことを示している。
　このように、高強度鋼板のスポット溶接において剥離強度が低下する主な原因は、ナゲットの硬さの上昇に伴って靭性が低下し、ナゲット内での破断（部分プラグ破断）が生じ易くなるためと考えられる。
　一般に、ナゲット径が大きくなると、破断形態は部分プラグ破断よりもプラグ破断になりやすく、スポット溶接部の強度は上昇する。
　従って、高張力鋼板のスポット溶接部の剥離強度の改善には、例えば、ナゲット径の拡大が有効である。
　しかしながら、高張力鋼板を抵抗スポット溶接する場合には、軟鋼を抵抗スポット溶接する場合に比べて、チリと呼ばれる溶融金属の飛散が生じ易くなり、ナゲット径の拡大が困難な場合がある。
　チリ発生の抑制には、例えば、電極による加圧力の増加が有効であるが、溶接ガンの剛性の限界といった設備上の制約を受ける。
　また、スポット溶接の打点数を増やすことによりスポット溶接一点当たりの負荷応力を軽減することも考えられるが、生産性の低下が避けられない。
　さらに、スポット溶接の打点間距離が短くなると、既に形成されたスポット溶接部への電流の分流が生じ、ナゲットを安定的に形成できないという課題が生じる。
　すなわち、従来通りのナゲット径のまま、抵抗スポット溶接による重ね合せ溶接部材の強度を向上する技術が望まれる。
　このような技術として、本通電によりナゲットを形成し、一旦冷却した後に再度通電を行う、後通電法が開示されている（例えば非特許文献１参照）。
　後通電法では、例えば図３に示すように、抵抗スポット溶接において電極により所定の加圧力を付与した状態で、
（Ａ）従来の通常条件により１回目の通電（本通電）を行ってナゲットを形成し、
（Ｂ）所定の休止時間を設けてナゲット周辺にマルテンサイトが形成されるまで冷却し、
（Ｃ）２回目の通電（後通電）によりマルテンサイトを焼き戻す。
　このような後通電法によれば、ナゲットおよびスポット溶接部の熱影響部（Heat-Affected Zone、以下ＨＡＺという）が焼き戻されて靭性が改善されることと、ＨＡＺが軟化されることによって変形し易くなることで、ナゲット端部領域における剥離時の応力が低減されることから、剥離強度を改善することが可能となると考えられている。
　後通電を用いた抵抗スポット溶接では、本通電によりナゲットが形成された後に、溶融金属がＭｓ点を通過してＭｆ点以下になるまで急冷されてマルテンサイトが生じる。
　ここで生じたマルテンサイトは、後通電の電流条件等を制御して入熱量を調整することで、焼き戻しが可能となる適正温度範囲（すなわち、図３に示すように、約５５０℃～６００℃以上かつＡｃ１点以下）まで昇温されて、後通電が完了した後に冷却されることにより、焼き戻しマルテンサイトとなる。
　図４は、図３に示した従来の抵抗スポット溶接における通常条件に基づき、ＤＰ（Dual Phase）材又はＴＲＩＰ材である試験片Ｓ３１、Ｓ３２を重ね合せてスポット溶接部１０を形成し、後通電した後におけるスポット溶接部１０の硬さ分布を概念的に説明する図である。
　より詳細には、図４の（ａ）は、スポット溶接部断面図であり、図４の（ｂ）は、図４の（ａ）の位置と対応させたビッカース硬さの分布を概念的に示すグラフである。
　図３に示すような後通電を用いた抵抗スポット溶接により重ね合せ部を溶接する場合、まず本通電によりスポット溶接部１０を形成する。
　この時点では、図１の（ｂ）に示すように、スポット溶接部１０は、ナゲット１２とＨＡＺ１４を備えており、ＨＡＺ１４は、ナゲット１２と近接するＨＡＺ硬化部１４Ｈと、ＨＡＺ硬化部１４Ｈの周囲に形成されるＨＡＺ軟化部１４Ｔとを有している。また、ＨＡＺ軟化部１４Ｔの内周縁にはＨＡＺ最軟化部１４Ｌが存在する。
　そして、スポット溶接部１０を後通電すると、図４に示すように、ナゲット１２及びＨＡＺ硬化部１４Ｈが焼き戻されてナゲット１２及びＨＡＺ硬化部１４Ｈの硬さが低下する。
　しかしながら、ＨＡＺ硬化部１４Ｈには、局所的に硬い部分１４Ｐが残存するので、剥離時にＨＡＺ１４の硬い部分は変形せず、変形がナゲット端１２Ｅの近傍に集中するため、ナゲット端１２Ｅの応力集中を十分に改善することにはならない。
　また、図５は、従来の通常条件による抵抗スポット溶接をホットスタンプ材の試験片Ｓ４１、Ｓ４２に適用してスポット溶接部１０を形成し、このスポット溶接部１０を後通電した場合の、スポット溶接部１０におけるＨＡＺ１４の変化を概念的に説明する図である。
　より詳細には、図５の（ａ）は、試験片Ｓ４１、Ｓ４２に対して単通電により形成したナゲット１２を含むスポット溶接部断面図であり、図５の（ｂ）は、図５の（ａ）と位置を対応させたビッカース硬さの分布を概念的に示すグラフである。
　また、図５の（ｃ）は、後通電後のナゲット１２を含むスポット溶接部断面図であり、図５の（ｄ）は、図５の（ｃ）と位置を対応させたビッカース硬さの分布を概念的に示すグラフである。
　なお、図５の（ｄ）に示す二点鎖線は、本通電後であって後通電前の状態におけるビッカース硬さの分布を示している。
　後通電が適正条件に基づき行われた場合には、図５の（ｄ）に示すように、ナゲット１２及びＨＡＺ硬化部１４Ｈの広い範囲で焼き戻しが促進されるが、ナゲット端１２ＥとＨＡＺ最軟化部１４Ｌとの間の焼き戻しを充分に行うことができず、ビッカース硬さが局所的に高い部分１４Ｐが残留する。
　すなわち、焼き戻しによる靭性向上効果が十分に得られないため、スポット溶接部１０の剥離強度を充分に確保することは容易ではない。
　また、後通電における入熱が過大である場合は、ＨＡＺ硬化部１４Ｈの焼き戻しが促進されるが、ナゲット１２が再焼入れされる。従って、ＨＡＺ硬化部１４Ｈが焼き戻されてもナゲット１２は再焼入れされるので、むしろナゲット１２は硬化してしまう。
　その結果、ナゲット１２の靱性が低下して、スポット溶接部１０の剥離強度は低下する。
　上述の通り、従来の後通電法では、スポット溶接部の靭性の改善効果を十分に得ることが容易ではなく、また、溶接時間が長くなるという課題があることから、実用的ではないとの考えがあり、これら課題を解決するために、種々の技術が開示されている。
　特許文献１には、数値計算により、板組に応じて後通電条件を決定する発明が開示されている。
　特許文献２には、後通電を１回以上の短時間かつ高電流条件とすることにより、破断起点となる箇所を効果的に発熱し、溶接時間を短縮する発明が開示されており、さらに、広い適正条件範囲を有することができるとしている。
　特許文献３には、後通電することにより、ナゲット周囲のＨＡＺ軟化部の幅を幅広化し、ナゲットの硬度を維持しつつ組織を微細化することにより、接合部の破断強度を向上させる発明が開示されている。
　特許文献４には、本通電とテンパ通電との組合せからなる単純な２段通電方式のスポット溶接にて、ナゲットの硬度を維持しつつＨＡＺ部の硬度に極大点を生じさせることで、高張力鋼板に対して優れた引張強度を確保出来るスポット溶接に関する発明が開示されている。
日本国特開２００２－１０３０５４号公報 日本国特開２０１０－１１５７０６号公報 日本国特開２０１２－１８７６１７号公報 日本国特開２００８－２２９７２０号公報
「鉄と鋼」第６８巻　第９号　１４４４～１４５１頁
　特許文献１に開示された技術によれば、スポット溶接部の剥離強度や疲労強度の改善を目的として、後通電の条件の最適化を図ることが出来きるとされている。しかしながら、残留応力を活用するものであるため効果は限定的である。
　特許文献２に開示された技術によれば、溶接後の後通電の最適化を図ることで、破断起点となるナゲットおよびＨＡＺの硬化部を軟化し靭性を向上させることができるとされている。
しかしながら、具体的に、軟化の状態は示されておらず、十字引張強さは改善するとされているものの、そのメカニズムは不明瞭であり、必ずしも剥離強度を十分に改善できなかった。
特許文献３に開示された技術によれば、ＨＡＺ部の広幅化により破断強度を向上できるとされているものの、後述のとおり、ひずみ集中の緩和に対しては、ＨＡＺ部の幅というより、ＨＡＺ軟化位置が重要であるため、ナゲット端部へのひずみ集中を十分に緩和できない場合がある。
　特許文献４に開示された技術によれば、ＨＡＺ部の硬化部の分布を帰ることにより優れた引張強度を得られるとしているが、ＨＡＺ部へのひずみ集中を分散させることで継手強度の向上を図る技術であるので、ナゲット内で破断する場合には効果が得られにくい場合がある。
　また、特許文献３、引用文献４に開示された技術は、本発明で対象とするような１５００ＭＰa級以上のホットスタンプ材等では、効果が得られない技術である。
以上の様に、マルテンサイトを含む高強度鋼板では、後通電によりスポット溶接部の剥離強度を改善することが困難であり、効果的な後通電方式が望まれていた。また、溶接時間が長くなるため生産性の劣る後通電に替わり、単通電にてスポット溶接部の剥離強度を改善する技術も望まれていた。
　本発明は、このような事情に鑑みてなされたものであり、スポット溶接部における剥離強度を向上することが可能な重ね合せ溶接部材、重ね合せ溶接部材を有する自動車用部品、重ね合せ部の溶接方法、及び、重ね合せ溶接部材の製造方法の提供を目的とする。
　本発明の各態様は、以下の通りである。
（１）本発明の第一の態様は、複数の鋼板部材の重ね合せ部がスポット溶接部で接合された重ね合せ溶接部材であって、前記複数の鋼板部材のうちの少なくとも一つがマルテンサイトを含み；前記スポット溶接部が、スポット溶接により形成されたナゲットと、前記ナゲットの周囲に形成された熱影響部と、前記熱影響部内でビッカース硬さが最も低い最軟化部と、前記ナゲットの中心部と前記最軟化部との間に形成され、焼き戻しマルテンサイトからなるとともにそのビッカース硬さが前記最軟化部のビッカース硬さを１００％とした場合に１２０％以下である焼き戻し領域と、を有する；重ね合せ溶接部材である。
（２）本発明の第二の態様は、複数の鋼板部材の重ね合せ部がスポット溶接部で接合された重ね合せ溶接部材であって、前記複数の鋼板部材のうちの少なくとも一つがマルテンサイトを含み；前記スポット溶接部が、抵抗スポット溶接により形成されたナゲットと、前記ナゲットの周囲に形成された熱影響部と、前記熱影響部内でビッカース硬さが最も低い最軟化部と、を有し；前記ナゲットの溶融境界部から前記最軟化部までの距離をＤ（ｍｍ）とし、前記複数の鋼板部材のうち、最も引張強さの高い鋼板部材が単数であればその板厚をｔ（ｍｍ）とする一方、最も引張強さの高い鋼板部材が複数であればそれらの中で板厚が最も薄い鋼板部材の板厚をｔ（ｍｍ）とした場合に、下記（１）式を満足する；重ね合せ溶接部材である。
Ｄ≦ｔ０．２　　　・・・（１）式
（３）上記（１）又は（２）に記載の重ね合せ溶接部材では、前記複数の鋼板部材にホットスタンプ材が含まれていてもよい。
（４）本発明の第三の態様は、上記（１）～（３）のいずれか一項に記載の重ね合せ溶接部材を含む自動車用部品である。
（５）本発明の第四の態様は、複数の鋼板部材の重ね合せ部に、ナゲットと、前記ナゲットの周囲に形成される熱影響部と、前記熱影響部内でビッカース硬さが最も低い最軟化部と、を有するスポット溶接部を抵抗スポット溶接により形成する抵抗スポット溶接工程と；前記ナゲットの中心部と、前記最軟化部との間に、焼き戻しマルテンサイトからなるとともにそのビッカース硬さが前記最軟化部のビッカース硬さを１００％とした場合に１２０％以下である焼き戻し領域を形成する焼き戻し工程と；を備える重ね合せ部の溶接方法である。
（６）上記（５）に記載の重ね合せ部の溶接方法では、前記抵抗スポット溶接工程で、前記抵抗スポット溶接の通電時間をＴ（秒）とし、前記複数の鋼板部材のうち、最も引張強さの高い鋼板部材が単数であればその板厚をｔ（ｍｍ）とする一方、最も引張強さの高い鋼板部材が複数であればそれらの中で板厚が最も薄い鋼板部材の板厚をｔ（ｍｍ）とし、前記抵抗スポット溶接の通電１サイクルの時間をｃｙｃ（秒）とした場合に、下記（２）式を満たすように通電してもよい。
　５ｔ×ｃｙｃ≦Ｔ≦（５ｔ＋４）×ｃｙｃ　　　・・・（２）式
（７）上記（５）に記載の重ね合せ部の溶接方法では、前記抵抗スポット溶接工程の前に、通電時間Ｔ１（秒）と、通電１サイクルの時間ｃｙｃ（秒）と、前記板厚ｔ（ｍｍ）とが下記（３）式を満たした上で、予熱電流I（ｋＡ）を前記重ね合せ部に通電する予熱通電工程をさらに備え；前記抵抗スポット溶接工程で、通電時間をＴ２（秒）とし、前記抵抗スポット溶接の通電１サイクルの時間をｃｙｃ（秒）とした場合に、下記（４）式を満たした上で、チリ発生電流以下の溶接電流Ｉ０（ｋＡ）を前記重ね合せ部に通電し；前記予熱電流Ｉ（ｋＡ）と前記溶接電流Ｉ０（ｋＡ）とが、下記（５）式を満たしてもよい。
　５ｔ×ｃｙｃ≦Ｔ１≦（５ｔ＋８）×ｃｙｃ　　　・・・（３）式
　５ｔ×ｃｙｃ≦Ｔ２≦（５ｔ＋４）×ｃｙｃ　　　・・・（４）式
　０．３Ｉ０≦Ｉ≦０．７Ｉ０　　　　・・・（５）式
（８）上記（５）に記載の重ね合せ部の溶接方法では、前記抵抗スポット溶接工程では、前記ナゲットの溶融境界部から前記最軟化部までの距離をＤ（ｍｍ）とし、前記複数の鋼板部材のうち、最も引張強さの高い鋼板部材が単数であればその板厚をｔ（ｍｍ）とする一方、最も引張強さの高い鋼板部材が複数であればそれらの中で板厚が最も薄い鋼板部材の板厚をｔ（ｍｍ）とした場合に、下記（６）式を満足するように前記抵抗スポット溶接を行い；前記焼き戻し工程が、後通電により前記焼き戻し領域を形成する後通電工程であってもよい。
　Ｄ≦ｔ０．２　　　・・・（６）式
（９）上記（８）に記載の重ね合せ部の溶接方法では、前記抵抗スポット溶接工程で、前記抵抗スポット溶接の通電時間をＴ（秒）とし、前記抵抗スポット溶接の通電１サイクルの時間をｃｙｃ（秒）とした場合に、下記（７）式を満たすように通電してもよい。
　５ｔ×ｃｙｃ≦Ｔ≦（５ｔ＋４）×ｃｙｃ　　　・・・（７）式
（１０）上記（８）に記載の重ね合せ部の溶接方法では、前記抵抗スポット溶接工程の前に、通電時間Ｔ１（秒）と、通電１サイクルの時間ｃｙｃ（秒）と、前記板厚ｔ（ｍｍ）とが下記（８）式を満たした上で、予熱電流I（ｋＡ）を前記重ね合せ部に通電する予熱通電工程をさらに備え；前記抵抗スポット溶接工程で、通電時間をＴ２（秒）とし、通電１サイクルの時間をｃｙｃ（秒）とした場合に、下記（９）式を満たした上で、チリ発生電流以下の溶接電流Ｉ０（ｋＡ）を前記重ね合せ部に通電し；前記予熱電流Ｉ（ｋＡ）と、前記溶接電流Ｉ０（ｋＡ）とが下記（１０）式を満たしてもよい。
　５ｔ×ｃｙｃ≦Ｔ１≦（５ｔ＋８）×ｃｙｃ　　　・・・（８）式
　５ｔ×ｃｙｃ≦Ｔ２≦（５ｔ＋４）×ｃｙｃ　　　・・・（９）式
　０．３Ｉ０≦Ｉ≦０．７Ｉ０　　　　・・・（１０）式
（１１）本発明の第五の態様は、複数の鋼板部材の重ね合せ部に、ナゲットと、前記ナゲットの周囲に形成される熱影響部と、前記熱影響部内でビッカース硬さが最も低い最軟化部と、を有するスポット溶接部を形成する抵抗スポット溶接工程を備え；前記抵抗スポット溶接工程では、前記ナゲットの溶融境界部から前記最軟化部までの距離をＤ（ｍｍ）とし、前記複数の鋼板部材のうち、最も引張強さの高い鋼板部材が単数であればその板厚をｔ（ｍｍ）とする一方、最も引張強さの高い鋼板部材が複数であればそれらの中で板厚が最も薄い鋼板部材の板厚をｔ（ｍｍ）とした場合に、下記（１１）式を満足するように前記抵抗スポット溶接を行う；重ね合せ部の溶接方法である。
Ｄ≦ｔ０．２　　　・・・（１１）式
（１２）上記（１１）に記載の重ね合せ部の溶接方法では、前記抵抗スポット溶接工程で、前記抵抗スポット溶接の通電時間をＴ（秒）とし、前記抵抗スポット溶接の通電１サイクルの時間をｃｙｃ（秒）とした場合に、下記（１２）式を満たすように通電してもよい。
　５ｔ×ｃｙｃ≦Ｔ≦（５ｔ＋４）×ｃｙｃ　　　・・・（１２）式
（１３）上記（１１）に記載の重ね合せ部の溶接方法では、前記抵抗スポット溶接工程の前に、通電時間Ｔ１（秒）と、通電１サイクルの時間ｃｙｃ（秒）と、前記板厚ｔ（ｍｍ）とが下記（１３）式を満たした上で、予熱電流I（ｋＡ）を前記重ね合せ部に通電する予熱通電工程をさらに備え；前記抵抗スポット溶接工程で、通電時間をＴ２（秒）と、通電１サイクルの時間をｃｙｃ（秒）とが、下記（１４）式を満たした上で、チリ発生電流以下の溶接電流Ｉ０（ｋＡ）を前記重ね合せ部に通電し；前記予熱電流Ｉ（ｋＡ）と、前記溶接電流Ｉ０（ｋＡ）とが下記（１５）式を満たしてもよい。
　５ｔ×ｃｙｃ≦Ｔ１≦（５ｔ＋８）×ｃｙｃ　　　・・・（１３）式
　５ｔ×ｃｙｃ≦Ｔ２≦（５ｔ＋４）×ｃｙｃ　　　・・・（１４）式
　０．３Ｉ０≦Ｉ≦０．７Ｉ０　　　　・・・（１５）式
（１４）本発明の第六の態様は、複数の鋼板部材の重ね合せ部がスポット溶接部で接合された重ね合せ溶接部材の製造方法であって、前記複数の鋼板部材を、前記重ね合せ部の位置で重ね合せる、重ね合せ工程と；前記重ね合せ部を、上記（５）～（１３）のいずれか１項に記載の重ね合せ部の溶接方法により溶接する溶接工程と；を備える重ね合せ溶接部材の製造方法である。
　なお、本明細書において「ｃｙｃ」は、抵抗スポット溶接の通電に用いる電源の１サイクル（１／周波数）（秒）を意味し、６０Ｈｚの場合には、１×ｃｙｃは（１／６０）（秒）であり、５０Ｈｚの場合には１×ｃｙｃは（１／５０）（秒）である。
　本発明に係る重ね合せ溶接部材、重ね合せ溶接部材を有する自動車用部品、重ね合せ部の溶接方法、及び、重ね合せ溶接部材の製造方法によれば、スポット溶接部における剥離強度を向上することができる。
従来の通電条件をＴＲＩＰ材に適用した場合の、スポット溶接部における硬さ分布を概念的に説明する図である。 十字引張試験の概略を説明する斜視図である。 十字引張試験によるスポット溶接部の破断形態を説明する図であり、部分プラグ破断を示す断面図である。 十字引張試験によるスポット溶接部の破断形態を説明する図であり、プラグ破断を示す断面図である。 母材引張強さと十字引張強さとの相関の一例を示す図である。 後通電法の概略を説明する図である。 図３に示した後通電法に基づき、試験片を重ね合せてスポット溶接部を形成し、後通電を施した後におけるスポット溶接部の硬さ分布を概念的に説明する図である。 ホットスタンプ材に形成したスポット溶接部を後通電した場合における、スポット溶接部のＨＡＺの変化を概念的に説明する図である。 本発明の一実施形態に係る、ナゲットを有するスポット溶接部の概略構成を説明する図である。 同スポット溶接部におけるナゲットとＨＡＺの概略構成を説明する図である。 本発明の一実施形態に係る抵抗スポット溶接における通電条件を説明する図である。 本発明の一実施形態に係るスポット溶接部の硬さ測定部位の概略を説明する図である。 ナゲットの溶融境界からの距離（ｍｍ）と、ビッカース硬さとの関係を示すグラフである。 ナゲット端からＨＡＺ最軟化部までの距離を０．７５ｍｍとした短時間通電条件による解析モデルを説明する図である。 ナゲット端からＨＡＺ最軟化部までの距離を１．５ｍｍとした通常条件による解析モデルを説明する図である。 「（ａ）短時間通電条件」、「（ｂ）通常条件」、「（ｃ）ＨＡＺ軟化なし」による各スポット溶接部の解析モデルに関し、図１０Ａに示すＰｏｓｉｔｉｏｎ１におけるそれぞれの相当塑性ひずみを示すグラフである。 「（ａ）短時間通電条件」、「（ｂ）通常条件」、「（ｃ）ＨＡＺ軟化なし」による各スポット溶接部の解析モデルに関し、図１０Ａに示すＰｏｓｉｔｉｏｎ２におけるそれぞれの相当塑性ひずみを示すグラフである。 板厚ｔとナゲットの溶融境界からＨＡＺ軟化部までの距離Ｄとの関係を示す図である。 ナゲットの溶融境界からＨＡＺ軟化部までの距離Ｄと、十字引張強さとの関係を示す図である。 短時間通電条件、通常条件、２段通電条件を、板厚１．６ｍｍの１８００ＭＰａ級ホットスタンプ材に適用した場合におけるナゲット成長挙動を示すグラフである。 図１４に示した条件により形成したスポット溶接部の硬さ分布を示すグラフである。 本発明の一実施形態に係る短時間通電条件をホットスタンプ材に適用した場合における、単通電後及び後通電後におけるスポット溶接部のＨＡＺの変化を概念的に説明する図である。 本発明の一実施形態に係る短時間通電条件をホットスタンプ材に適用した場合における、単通電後及び後通電後におけるスポット溶接部のビッカース硬さの変化を概念的に説明する図である。 本発明の一実施形態に係る短時間通電条件と通常の通電条件を、板厚１．８ｍｍの１８００ＭＰａ級ホットスタンプ材に適用した場合の、単通電後におけるスポット溶接部の硬さ分布を示すグラフである。 本発明の一実施形態に係る短時間通電条件と通常の通電条件を、板厚１．８ｍｍの１８００ＭＰａ級ホットスタンプ材に適用した場合の、後通電後におけるスポット溶接部の硬さ分布を示すグラフである。 本発明の一実施形態に係る短時間通電条件と通常の通電条件によりスポット溶接部を形成した後に、後通電した場合における、スポット溶接部の硬さ分布の変化を概念的に説明する図である。 Ｌ字試験の概略を説明する斜視図である。
　本発明者らは、マルテンサイトを含む鋼板部材を少なくとも一つ含む複数の鋼板部材を重ね合せ部でスポット溶接部により接合する場合における剥離強度の向上について鋭意研究した結果、電流値を高くして通電時間を従来よりも短くした短時間通電条件で１回通電（短時間単通電）をすることにより、ＨＡＺ硬化部が縮小されてナゲット端とＨＡＺ最軟化部との距離が小さくなるとの知見を得た。
　また、ナゲット端とＨＡＺ最軟化部との距離を小さくすると、ナゲット端部領域の剥離方向への荷重時にかかる応力が緩和されて剥離強度が大きく改善するとの知見を得た。
　この知見に基づき、時間がかかる従来方式の後通電に代わって単通電でも強度を改善できる方法を開発した。
　更には、ナゲット端とＨＡＺ最軟化部との距離を小さくして後通電することで、ナゲット及びＨＡＺ硬化部が焼き戻されて、ナゲット端とＨＡＺ最軟化部との間に局所的に硬い部分が形成されるのを抑制することが可能となり、従来方式の後通電よりもスポット溶接部の剥離強度が向上するとの知見も得た。
　以下、図面を参照して、上述の知見に基づきなされた本発明を詳細に説明する。
　図６は、本発明の一実施形態に係る、例えば自動車用部品として用いられる重ね合せ溶接部材に形成されるスポット溶接部１０の概略構成を説明するスポット溶接部断面図である。
　本実施形態に係る重ね溶接部材は、この図６に示すように、鋼板部材Ｓ１、Ｓ２がスポット溶接部１０を介して接合されることにより形成される。
　図６に示すように、ナゲット１２は、鋼板部材Ｓ１、Ｓ２をそれらの厚さ方向に挟み込む一対の抵抗スポット溶接用の電極５０、５０からの通電により、電極５０の中心線ＣＬを中心として鋼板部材Ｓ１、Ｓ２の重ね合せ部に形成されている。
　通電により生じた溶融金属は、電極５０と接触している中心線ＣＬ近傍の領域では、電極５０への抜熱により板厚方向に凝固が進行し、電極５０の中心線ＣＬから離れた領域では、板厚方向に加えてナゲット中心方向に向かって（電極の中心線ＣＬに向かって）凝固が進行する。
　その結果、ナゲット１２は、デンドライトが板厚方向に成長する領域１２Ａと、デンドライトが板厚方向と交差して成長する領域１２Ｂとを有することとなる。
　本明細書においては、重ね合せ部を板厚方向からみて、ナゲット１２が形成される際に溶融する最も外側の境界（すなわち、ナゲット１２の溶融境界部）をナゲット端１２Ｅといい、領域１２Ａと領域１２Ｂの会合部１２Ｃからナゲット端１２Ｅまでの領域をナゲット端部領域１２Ｂという。
　図７は、重ね合せ部を溶接するスポット溶接部１０を説明するスポット溶接部断面図であり、スポット溶接部１０は、スポット溶接により形成されたナゲット１２と、このナゲット１２の周囲に形成された、スポット溶接によるＨＡＺ１４とを有する。
　ＨＡＺ１４は、ナゲット１２に隣接して形成されたＨＡＺ硬化部１４Ｈと、ＨＡＺ硬化部１４Ｈの周囲に形成されたＨＡＺ軟化部１４Ｔとを有している。
　また、ＨＡＺ軟化部１４Ｔにおける内周部近傍には、ビッカース硬さが最も低いＨＡＺ最軟化部１４Ｌが形成されている。
　図７に示した符号Ｄは、ナゲット端１２ＥとＨＡＺ最軟化部１４Ｌとの距離を示している。
　図８は、本実施形態に係る抵抗スポット溶接における通電条件を説明する図である。
　本実施形態に係る短時間通電条件Ｃ１１は、図８に示すように、通常通電条件Ｃ２１の通電電流Ｉ２１よりも高い通電電流Ｉ１１でかつ従来の通常の通電時間Ｔ２１よりも短い通電時間Ｔ１１で電流を流す単通電を最初に行うことで、抵抗スポット溶接を行う。
　図８において破線で示したのは、通常条件による１回目通電Ｃ２１（電流値Ｉ２１、通電時間Ｔ２１）であり、電流値Ｉ１１＞電流値Ｉ２１、通電時間Ｔ１１（ｃｙｃ）＜通電時間Ｔ２１（ｃｙｃ）である。
　また、図８において、短時間通電条件Ｃ１１を、通常通電条件Ｃ２１の時間軸の途中から示したのは、通電完了タイミングをそろえるためである。
　本実施形態に係る短時間通電条件Ｃ１１では、図８に示すように、通電によりナゲット１２を形成する際に生じた溶融金属が、単通電の完了後に急速に冷却され、Ｍｓ点を通過してＭｆ点以下まで温度が低下するため、マルテンサイトが生じる。
　また、短時間通電条件Ｃ１１におけるナゲット１２の温度曲線Ｈ１と、通常通電条件Ｃ２１におけるナゲットの温度曲線Ｈ２を比較すると、短時間通電条件Ｃ１１では、通常通電条件Ｃ２１よりも短時間で接合部が溶融してナゲット１２が形成される。
　そのため、短時間通電条件Ｃ１１によれば、ナゲット１２の周囲への過大な熱流が抑制されて、ＨＡＺ硬化部が縮小し、ナゲット端１２ＥとＨＡＺ最軟化部１４Ｌとの距離Ｄが小さくなる。
　その結果、上記単通電のみで、剥離時にナゲット端部領域１２Ｂ以外の部位にひずみを集中させることで、ナゲット端部領域１２Ｂへの応力集中を緩和させることができ、剥離強度が向上する。
　なお、短時間通電条件Ｃ１１の単通電で形成したスポット溶接部１０をそのまま使用してもよいし、さらには、形成したスポット溶接部１０を、所定の休止時間Ｔｓが経過した後に、後通電条件Ｃ１２による後通電（すなわち、二回目の通電）を施してもよい。
　短時間通電条件Ｃ１１で形成したスポット溶接部１０を、休止時間Ｔｓの間、通電を休止した後に、後通電条件Ｃ１２（電流値Ｉ１２、通電時間Ｔ１２）で通電すると、ナゲット１２は、焼き戻し可能温度（約５５０～６００℃）以上、Ａｃ１以下まで温度が上昇し、その後、徐冷され、ＨＡＺ１４を再焼入れさせることなく、焼き戻しマルテンサイトを得ることができる。
　以上のように、短時間通電条件Ｃ１１では、電流値Ｉ１１を通常通電条件Ｃ２１の電流値Ｉ２１より大きくし、通電時間Ｔ１１を通常通電条件Ｃ２１の通電時間Ｔ２１よりも短くするので、ナゲット１２が短時間で昇温され、通電で発生した熱の周囲への熱伝導が促進されず、ＨＡＺ１４の温度が通常条件に比較して高温になりにくい。
　その結果、ＨＡＺ硬化部１４Ｈの幅が小さくなり、ナゲット端１２ＥとＨＡＺ最軟化部１４Ｌとの間の距離Ｄが小さくなると考えられる。
　上述のように、短時間通電条件Ｃ１１によりナゲット１２が形成されていれば、ＨＡＺ硬化部１４Ｈの幅が小さいので、ナゲット１２及びＨＡＺ硬化部１４Ｈが充分に焼き戻される。
　このため、ナゲット端１２ＥとＨＡＺ最軟化部１４Ｌとの間にビッカース硬さが高い部分が形成されるのが抑制される。
　すなわち、ＨＡＺ硬化部１４Ｈが一様に軟化されることにより変形が容易となり、ナゲット端部領域１２Ｂへの剥離時の応力が低減されるため、剥離強度を向上させることができる。
　上述のように短時間通電条件Ｃ１１及び後通電条件Ｃ１２を採用することで、ＨＡＺ最軟化部１４Ｌとナゲット端１２Ｅとの間のビッカース硬さを、ＨＡＺ最軟化部１４Ｌのビッカース硬さを１００％とした場合に１２０％以下とすることができ、スポット溶接部１０の靱性を充分に確保することができる。
　以下、図９Ａ、図９Ｂを参照して、ナゲット１２の溶融境界からの距離（ｍｍ）と、ビッカース硬さとの関係を説明する。
　図９Ａ、図９Ｂは、本実施形態に係る「（ａ）短時間通電条件」と、「（ｂ）通常条件」とを、板厚１．６ｍｍの１５００ＭＰａ級ホットスタンプ材に適用して１回目通電した場合を示す図であり、図９Ａがスポット溶接部断面図であり、また図９Ｂがスポット溶接部１０の硬さ分布を示すグラフである。
　硬さ分布の測定については、図９Ａに示すように、ビッカース硬さを、鋼板部材Ｓ１、Ｓ２との接合面から、鋼板部材Ｓ１側に、鋼板部材Ｓ１の内部側に板厚の１／４離れた位置において、０．５ｍｍピッチでＪＩＳ Ｚ ２２４４に基づき荷重９．８Ｎで測定した。
　図９Ｂのグラフにおいて、「白抜きのダイヤ」は短時間通電条件を示し、「白抜きの丸」は通常通電条件を示している。
　尚、短時間通電条件は通電時間：９×ｃｙｃ、通常条件は通電時間：２０×ｃｙｃとし、それぞれのナゲット径が４√ｔ（ｍｍ）（ｔは板厚）となるように電流値を調整した。
　図９Ａ、図９Ｂから、「（ａ）短時間通電条件」による１回目通電を行うことにより、ナゲット端１２ＥからＨＡＺ最軟化部１４Ｌとの距離Ｄが小さくなっていることがわかる。
　以下、図１０Ａ、図１０Ｂ，図１１、図１２に基づき、短時間通電と通常条件による通電を行った場合における相当ひずみについて説明する。
　短時間通電と通常条件を用いた弾塑性ＦＥＭ解析にて、「（ａ）短時間通電条件」、「（ｂ）通常条件」、「（ｃ）ＨＡＺ軟化なし」の場合の相当塑性ひずみを求めた。以下詳細に説明を行う。
　図１０Ａは、ナゲット端１２ＥからＨＡＺ最軟化部１４Ｌまでの距離Ｄを０．７５ｍｍとして「（ａ）短時間通電条件」により１回目通電した単通電試験片の解析モデルを説明するスポット溶接部断面図である。
　図１０Ｂは、ナゲット端１２ＥからＨＡＺ最軟化部１４Ｌまでの距離Ｄを１．５ｍｍとして通常条件により１回目通電した単通電試験片の解析モデルを説明するスポット溶接部断面図である。
　なお、解析モデルにおいて、ＨＡＺ軟化部の硬さ分布は、図９Ｂに示した測定結果に基づいて、最軟化部の硬さから母材部の硬さまで段階的に変化させた。
　図１０Ａおよび図１０ＢにおけるＰｏｓｉｔｉｏｎ１はＨＡＺ最軟化部１４Ｌを示し、Ｐｏｓｉｔｉｏｎ２はナゲット端１２Ｅを示す。
　解析モデルは、図１０Ａに示す「（ａ）短時間通電条件」を模擬した場合と、図１０Ｂに示す「（ｂ）通常条件」を模擬した場合と、「（ｃ）ＨＡＺ軟化なし」を模擬した場合の３パターンを用いた。
　図１１は、「（ａ）短時間通電条件」、「（ｂ）通常条件」、「（ｃ）ＨＡＺ軟化なし」、の各スポット溶接部からなる解析モデルに対し、「（ｂ）通常条件」のスポット溶接部が十字引張試験により破断した荷重で十字引張試験した場合における、図１０Ａに示すＰｏｓｉｔｉｏｎ１におけるそれぞれの相当塑性ひずみを示すグラフである。
　なお、図１１において、「（ｃ）ＨＡＺ軟化無し」の解析モデルにおけるＰｏｓｉｔｉｏｎ１は、「（ｂ）通常条件」と同じ位置とした。
　Ｐｏｓｉｔｉｏｎ１における相当塑性ひずみは、図１１のグラフに示されるように、「（ａ）短時間通電条件」では約０．０３２であり、「（ｂ）通常条件」の０．０１３、「（ｃ）ＨＡＺ軟化無し」の約０．０１８に比較して、大幅に増加した。
　図１２は、「（ａ）短時間通電条件」、「（ｂ）通常条件」、「（ｃ）ＨＡＺ軟化なし」、の各スポット溶接部からなる解析モデルに対し、（ｂ）通常条件のスポット溶接部が十字引張試験により破断した荷重で十字引張試験した場合における、図１０Ａに示すＰｏｓｉｔｉｏｎ２におけるそれぞれの相当塑性ひずみを示すグラフである。
　なお、図１２において、「（ｃ）ＨＡＺ軟化無し」の解析モデルにおけるＰｏｓｉｔｉｏｎ２は、「（ｂ）通常条件」と同じ位置とした。
　また、Ｐｏｓｉｔｉｏｎ２における相当塑性ひずみは、図１２のグラフに示されるように、「（ａ）短時間通電条件」では約０．０１０であり、「（ｂ）通常条件」の０．０１１５、「（ｃ）ＨＡＺ軟化無し」の約０．０１１８に比較して、減少した。
　しかし、「（ｂ）通常条件」と「（ｃ）ＨＡＺ軟化なし」を比較すると、「（ｂ）通常条件」のＨＡＺ軟化位置では、ナゲットの端部領域の相当塑性ひずみに及ぼすＨＡＺ軟化有無の影響はわずかであった。
　すなわち、通常条件ではＨＡＺ軟化部１４Ｔは剥離時のナゲット端部領域１２Ｂへのひずみ軽減効果はほとんどなく、ナゲット端部領域１２ＢへＨＡＺ軟化部１４Ｔが接近することによって、ＨＡＺ軟化部１４Ｔにひずみが集中する。その結果、ナゲット端部領域１２Ｂへのひずみ集中が軽減されることが判明した。つまり、「短時間通電条件」を用いれば、この効果により、剥離強度を増大させることができるのである。
　以下、図１３Ａ、図１３Ｂを参照して、本実施形態に係る、複数の鋼板部材の重ね合せ部がスポット溶接部で接合された重ね合せ溶接部材について好適な条件を説明する。
　図１３Ａは、重ね合せ部を構成する板厚ｔ（ｍｍ）と、ナゲットの溶融境界（ナゲットの端）からＨＡＺ最軟化部までの距離Ｄ（ｍｍ）との関係を示す図である。
　図１３Ａにおいて、「白抜きの丸」は従来の単通電による９８０ＭＰａ級ＤＰ鋼を示している。
　また、「白抜きのダイヤ」は従来の単通電による１５００ＭＰａ級ホットスタンプ鋼を示している。
　ここで、図１３Ａにおける板厚ｔ（ｍｍ）は、複数の鋼板部材のうち、最も引張強さの高い鋼板部材が単数であればその板厚をｔ（ｍｍ）とし、一方、最も引張強さの高い鋼板部材が複数であればそれらの中で板厚が最も薄い鋼板部材の板厚をｔ（ｍｍ）としている。
　従来条件による単通電では、図１３Ａに示すように、２枚の鋼板の重ね合せ界面における、ナゲット端１２ＥとＨＡＺ最軟化部１４Ｌとの距離Ｄは、Ｄ（ｍｍ）＝ｔ０．２（ｍｍ）を超える範囲に形成されていた。　十字引張試験では、継手強度が低い鋼種と、継手強度が高い鋼種とを組み合わせた板組の場合、継手強度が低い鋼種側で破断する傾向がある。
　例えば、母材強度が７８０ＭＰａ級より高い場合には、十字引張強さは母材強度が高いほうが低くなることから、母材強度が高いほうが破断する傾向にある。
　また、同鋼種で板厚の異なる板組では、板厚が薄い鋼板側で破断する。
　以上の理由より、最も薄い鋼板部材の板厚ｔを用いる。
　図１３Ｂは、１５００ＭＰａ級ホットスタンプ材においてナゲット径が４√ｔである場合のスポット溶接部のナゲット端１２ＥからＨＡＺ軟化部までの距離Ｄと、十字引張強さの関係を説明する図である。
　図１３Ｂに示すように、ナゲット端１２ＥとＨＡＺ最軟化部１４Ｌとの距離Ｄ（ｍｍ）を、ｔ０．２（ｍｍ）以下とすると、十字引張強さが約７ｋＮまで向上し安定してプラグ破断とさせることができる。また、ナゲット端１２ＥとＨＡＺ最軟化部１４Ｌとの距離Ｄ（ｍｍ）を、０．７５×（ｔ０．２）（ｍｍ）以下とすると、十字引張強さが約８ｋＮまで向上し、更に安定してプラグ破断とさせることができより好適である。
　以上のように、スポット溶接部のナゲット端１２ＥからＨＡＺ軟化部１４Ｔまでの距離Ｄを小さくすることにより十字引張強さが向上する。
　さらに、これら２枚の鋼板部材の重ね合せ界面における、母材からナゲット端部領域１２Ｂにかけて（ナゲット端部領域１２Ｂを含む）の硬さは、ＨＡＺ最軟化部１４Ｌに対してビッカース硬さにおける最大値が約１１５％の範囲でナゲット端１２Ｅに向かって徐々に減少し、又はＨＡＺ最軟化部１４Ｌの硬さと同等である。
　本実施形態に係る重ね合せ溶接部材では、ＨＡＺ軟化部１４Ｔをナゲット端部領域１２Ｂに近づけることによって、ナゲット内破断（界面破断、部分プラグ破断）の起点となるナゲット端部領域１２Ｂへの応力集中を緩和し、これにより、継手強度を向上させることができる。
　継手強度の向上の効果は、破断形態がナゲット内破断（界面破断、部分プラグ破断）からプラグ破断へと変わることにより顕著に表れる。
　特に、ナゲット端部領域１２Ｂへの応力集中を緩和しても、ナゲット１２自体の靭性が不足するためにナゲット内へき裂進展しプラグ破断が得られない継手に対しては、ＨＡＺ軟化部１４Ｔの適正化に加えて後通電を行うことにより、従来よりも顕著な継手強度の向上効果を得られる。
　このメカニズムは上述した通りである。
　上述の通り、ナゲット端１２ＥからＨＡＺ最軟化部１４Ｌまでの距離Ｄ（ｍｍ）が、
Ｄ≦ｔ０．２・・・（１）式
を満足することにより、継手強度の充分な向上が得られる。
　そこで、本実施形態に係る重ね合せ溶接部材では、ナゲット端１２ＥからＨＡＺ最軟化部１４Ｌまでの距離Ｄが上記（１）式を満足することを条件とする。
　また、ナゲット端１２ＥからＨＡＺの最軟化部までの距離Ｄ（ｍｍ）が
Ｄ≦０．７５×（ｔ０．２）・・・（１Ａ）式
を満足することにより、より確実に破断態様をプラグ破断とさせることができる点で好適である。
　以下、抵抗スポット溶接工程と、焼き戻し工程とにより重ね溶接部を溶接する方法について詳細に説明する。
　（抵抗スポット溶接工程）
　抵抗スポット溶接工程では、複数の鋼板部材の重ね合せ部に、ナゲット１２と、このナゲット１２の周囲に形成されるＨＡＺ１４と、このＨＡＺ１４内でビッカース硬さが最も低い最軟化部１４Ｌと、を有するスポット溶接部１０を抵抗スポット溶接により形成する。
　（焼き戻し工程）
　焼き戻し工程では、上記抵抗スポット溶接工程で形成されたナゲット１２の中心部と、最軟化部１４Ｌとの間に、焼き戻しマルテンサイトからなるとともにそのビッカース硬さが最軟化部１４Ｌのビッカース硬さを１００％とした場合に１２０％以下である焼き戻し領域を形成する。
　焼き戻し領域の形成は、後通電により行うことが好ましいが、後通電に限定されるものではなく、例えばレーザビームの照射により行うこともできる。
　このような本実施形態に係る重ね合せ部の溶接方法によれば、焼き戻し領域であって、最軟化部１４Ｌのビッカース硬さを１００％とした場合に１２０％以下であるビッカース硬さを有する焼き戻し領域を、ナゲット１２の中心部と最軟化部１４Ｌとの間に形成させることができる。
　また、上述の抵抗スポット溶接工程では、板厚をｔ（ｍｍ）とし、抵抗スポット溶接の通電１サイクルの時間をｃｙｃ（秒）とした場合に、
５ｔ×ｃｙｃ≦Ｔ≦（５ｔ＋４）×ｃｙｃ　　　・・・（２）式
で表わされる通電時間Ｔでナゲット１２を形成してもよい。
　一般に、スポット溶接では板厚が厚くなるほど通電時間が長くなり、ナゲット端１２ＥからＨＡＺ最軟化部１４Ｌとの距離Ｄは長くなる傾向にあるが、この（２）式を満足させることで、ナゲットを安定して形成できるとともに、ナゲット端１２ＥとＨＡＺ最軟化部１４Ｌとの距離Ｄ（ｍｍ）をより確実にｔ０．２以下とすることができる。
　すなわち、スポット溶接部における剥離強度を安定して向上することが可能となる。
　尚、ここでの板厚ｔ（ｍｍ）についても、複数の鋼板部材のうち、最も引張強さの高い鋼板部材が単数であればその板厚をｔ（ｍｍ）とし、一方、最も引張強さの高い鋼板部材が複数であればそれらの中で板厚が最も薄い鋼板部材の板厚をｔ（ｍｍ）とする。
　（予熱通電工程）
　上述のように、本実施形態で規定する通電時間を満足してスポット溶接すると、ＨＡＺ軟化部１４Ｔの観点からは有効であるが、その一方、従来の通電条件に比べて適正電流範囲は狭くなる。
　そこで、本発明者らは、上述の抵抗スポット溶接工程を行う前に予熱通電工程を行うことが、従来の条件と同等の適正電流範囲（チリ発生電流までの電流余裕度）を有しながら従来よりもＨＡＺの最軟化部をナゲットの端部領域に接近させることができる点で好適であることを見出した。
　ここで、図１４、図１５を参照して、予熱通電工程を行うことによる上記効果を説明する。
　図１４は、短時間通電条件（９×ｃｙｃ）、通常条件（２０×ｃｙｃ）、２段通電条件（第１工程の通電時間１１×ｃｙｃ、溶接電流４ｋＡ、第２工程の通電時間９×ｃｙｃ）を板厚１．６ｍｍの１８００ＭＰａ級ホットスタンプ材に適用した場合におけるナゲット成長挙動を示すグラフである。
　また、図１５は、図１４に示した条件により形成したスポット溶接部のナゲット端からの距離に基づくビッカース硬さの分布を示すグラフである。
　これらの図１４、図１５に示されるように、予熱通電と本通電による２段通電を行うことにより、従来とほぼ同等の適正電流範囲を有しながら、ＨＡＺ軟化位置を従来よりもナゲット端部領域１２Ｂに接近させることができる。
　以下、予熱通電工程の通電条件について詳細に説明する。
　予熱通電工程では、通電時間Ｔ１（秒）と、通電１サイクルの時間ｃｙｃ（秒）と、板厚ｔ（ｍｍ）とが
５ｔ×ｃｙｃ≦Ｔ１≦（５ｔ＋８）×ｃｙｃ　　　・・・（３式）
を満たした上で、予熱電流I（ｋＡ）を重ね合せ部に通電する。
　そして、予熱通電工程を行った場合には、その後、抵抗スポット溶接工程で、通電時間をＴ２（秒）とし、前記抵抗スポット溶接の通電１サイクルの時間をｃｙｃ（秒）とした場合に、
５ｔ×ｃｙｃ≦Ｔ２≦（５ｔ＋４）×ｃｙｃ　　　・・・（４）式
を満たした上で、チリ発生電流以下の溶接電流Ｉ０（ｋＡ）を重ね合せ部に通電することで、ナゲットを形成する。
　ここで、予熱電流Ｉ（ｋＡ）と溶接電流Ｉ０（ｋＡ）との関係は、
０．３Ｉ０≦Ｉ≦０．７Ｉ０　　　　・・・（５）式
を満たす。
　上記予熱通電工程においては、通電時間Ｔ１（秒）が５ｔ×ｃｙｃ以上であり、かつ、予熱電流Ｉ（ｋＡ）が０．３Ｉ０以上、すなわち、ナゲットを形成する抵抗スポット溶接工程における溶接電流Ｉ０の３０％以上であるので、予熱効果が充分となり、所望の適正電流範囲を確保できるので好ましい。
　また、通電時間Ｔ１（秒）が（５ｔ＋４）×ｃｙｃ以下であり、かつ、予熱電流Ｉ（ｋＡ）が０．７Ｉ０以下、すなわち、ナゲットを形成する抵抗スポット溶接工程における溶接電流Ｉ０の７０％以下であるので、ナゲット端１２ＥとＨＡＺ最軟化部１４Ｌまでの距離Ｄを小さくすることができて好適である。
　そして、予熱通電後に行う抵抗スポット溶接工程では、通電時間Ｔ２を５ｔ×ｃｙｃ以上、且つ、（５ｔ＋４）×ｃｙｃ以下としているので、ナゲットを十分に形成させるとともに、ナゲット端１２ＥとＨＡＺ最軟化部１４Ｌとの距離Ｄ（ｍｍ）をｔ０．２以下とすることができ、スポット溶接部における剥離強度を安定して向上することが可能となる。
　また、距離Ｄ（ｍｍ）が０．７５×（ｔ０．２）以下となるように通電時間を調整することで、より確実に、破断態様がプラグ破断となるスポット溶接部を得ることができ、剥離強度を向上させることができる。
　このようにして得られた重ね溶接部に対して、ナゲット端部領域１２Ｂが焼き戻されるように、上述の焼き戻し工程（例えば、後通電による焼き戻し）を適用することにより、焼き戻しマルテンサイトからなるとともにそのビッカース硬さが最軟化部１４Ｌのビッカース硬さを１００％とした場合に１２０％以下である焼き戻し領域をナゲット１２の中心部と最軟化部１４Ｌとの間に形成させることができる。
　従って、従来通りのナゲット径で、剥離強度に優れ、高い継手強度を有する重ね合せ溶接部材を製造することができる。
　このような効果を得るためにはナゲット端１２ＥとＨＡＺ最軟化部１４Ｌとが近づくように、短時間通電条件を調整し、その後の焼き戻し工程で、焼き戻し領域のビッカース硬さを最軟化部１４Ｌのビッカース硬さの１２０％以下とすることが必要である。しかしながら、より好適に効果を得るためには、焼き戻し領域のビッカース硬さを最軟化部１４Ｌのビッカース硬さの１１５％以下とすることが好ましく、１１０％以下とすることがより好ましい。
　尚、焼き戻し領域のビッカース硬さの下限値は規定されるものではない。
　重ね合せ溶接部材は、母材引張強さ９８０ＭＰａ級以上になると界面破断や部分プラグ破断し易く、継手強度は低下する傾向にある。
　本実施形態は、スポット溶接によりＨＡＺ軟化する鋼板部材に対して効果を有するが、母材引張強さ９８０ＭＰａ級以上の高張力鋼板への適用が好ましい。
　特に、ホットスタンプ材では、母材がフルマルテンサイトであるためＨＡＺ軟化量が大きく、本実施形態の効果が顕著である。
　また、本実施形態に係る重ね合せ溶接部材は、２枚以上の鋼板部材の重ね合せ部のそれぞれの鋼板部材の板厚、種類（例えばＤＰ、ＴＲＩＰ等）、さらにはめっきの有無には限定されない。
　また、後述する実施例では、同種の鋼板を２枚重ね合せる板組について説明しているが、これには限定されず、異材板組であっても、３枚以上の板組であっても効果を有する。
　図１６は、ホットスタンプ材を鋼板部材Ｓ１、Ｓ２として用いた場合の、本実施形態に係る通電条件により形成されるスポット溶接部１０の概略構成を説明する図である。より詳細には、図１６の（ａ）は短時間通電を行った後のスポット溶接部断面図であり、図１６の（ｂ）は、後通電を行った後のスポット溶接部断面図である。図１６の（ｃ）は、単通電後と後通電後についてビッカース硬さの分布を示すグラフである。
　また、図１７は、単通電後、及び、後通電後におけるスポット溶接部のビッカース硬さの変化を概念的に説明する図である。
　短時間通電を行うことで、図１６の（ａ）に示すように、ナゲット端１２ＥとＨＡＺ最軟化部１４Ｌとの距離Ｄは約１ｍｍと小さくなる。
　従来の通常条件による通電によるナゲット端１２ＥとＨＡＺ最軟化部１４Ｌとの距離Ｄが約１．５ｍｍであるため、比較すると大幅に縮小した。
　その結果、ナゲット端１２Ｅ周辺における応力集中を緩和することができる。
　また、更に後通電を施すことにより、図１６の（ｂ）のドットハッチングで示される範囲で、ＨＡＺ硬化部１４Ｈを充分に焼き戻すことができる。
　このように、本発明に係る通電条件をホットスタンプ材Ｓ１、Ｓ２に適用してスポット溶接部１０を形成した場合、図１７の（ａ）、（ｂ）に示すように、短時間単通電を行うことで、ＨＡＺ硬化部１４Ｈはナゲット１２とほぼ同等のビッカース硬さとなる。
　また、後通電をすると、図１７の（ｃ）に示すように、ナゲット１２及びＨＡＺ硬化部１４Ｈは充分に焼き戻されて、ＨＡＺ最軟化部１４Ｌとナゲット端１２Ｅの間は、ビッカース硬さにおける硬さがＨＡＺ最軟化部１４Ｌと同様又は硬さの最大値がＨＡＺ最軟化部１４Ｌの約１１５％となり、ナゲット端部領域１２Ｂの応力が充分に緩和される。
　その結果、ホットスタンプ材におけるスポット溶接部１０の剥離強度を向上させることができる。なお、ナゲット端部領域１２Ｂが焼き戻されていれば、ナゲット１２の全体が焼き戻されることは必要ではない。
　このように、ＨＡＺ硬化部１４Ｈが焼き戻されることにより、図１６の（ｃ）に示すように、ビッカース硬さにおいて、ナゲット１２とＨＡＺ最軟化部１４Ｌとの間の最大の硬さが、ＨＡＺ最軟化部１４Ｌに対して約１２０％以下の範囲とすることができる。
　その結果、ナゲット１２及びＨＡＺ硬化部の靱性が向上して、剥離強度を向上することができる。
　尚、ナゲット端１２ＥとＨＡＺ最軟化部１４Ｌの間の最大のビッカース硬さが、ＨＡＺ最軟化部１４Ｌのビッカース硬さの１２０％以下、好ましくは１１５％以下、より好ましくは１１０％以下であれば、ナゲット１２全体が焼き戻されていなくても継手強度が向上する。
　なお、短時間通電条件を調整して、ナゲット端とＨＡＺ最軟化部を近づけて、後通電後におけるナゲット１２の中心部とＨＡＺ最軟化部１４Ｌとの間のビッカース硬さにおける最大値を、ＨＡＺ最軟化部１４Ｌに対して１１５％の範囲とすることが好ましい。
　また、短時間通電条件を調整して、ナゲット端とＨＡＺ最軟化部をさらに近づけて、後通電後におけるナゲットとＨＡＺ最軟化部の間のビッカース硬さにおける最大値を、ＨＡＺ最軟化部１４Ｌに対して１１０％の範囲とするとさらに好ましい。
　図１８は、本実施形態に係る短時間通電条件と通常の通電条件を板厚１．８ｍｍの１８００ＭＰａ級ホットスタンプ材に適用した場合の、１回通電におけるスポット溶接部の硬さ分布を示すグラフである。
　また、図１９は、本実施形態に係る短時間通電条件と通常の通電条件を板厚１．８ｍｍの１８００ＭＰａ級ホットスタンプ材に適用した場合の、後通電後におけるスポット溶接部の硬さ分布を示すグラフである。
　図１８において、「白抜きのダイヤ」は通電時間９×ｃｙｃ（秒）の短時間通電条件を採用した本通電によりスポット溶接部を形成した場合の、スポット溶接部の硬さ分布を示す。また、「白抜きの丸」は通電時間２２×ｃｙｃ（秒）の通常条件を採用した本通電によりスポット溶接部を形成した場合の、スポット溶接部の硬さ分布を示す。
　図１９においては、「白抜きのダイヤ」は通電時間９×ｃｙｃ（秒）の短時間通電条件を採用した本通電によりスポット溶接部を形成し、その後、後通電により焼き戻しを行った場合の、スポット溶接部の硬さ分布を示し、「白抜きの丸」は通電時間２２×ｃｙｃ（秒）の通常条件を採用した本通電によりスポット溶接部を形成し、その後、後通電により焼き戻しを行った場合の、スポット溶接部の硬さ分布を示す。
　まず、図１８のグラフに示すように、「白抜きのダイヤ」で示す短時間通電条件では「白抜きの丸」で示す通常条件と比べ、ナゲット端からＨＡＺ最軟化部までの距離が接近する。
　そして、後通電を行うと、図１９のグラフに示すように、本通電時に通常条件を適用して形成されたスポット溶接部では、本通電時に形成されるＨＡＺ最軟化部がナゲットの端部領域から遠いため、ナゲットと最軟化部との間（ナゲットの端部領域から約１ｍｍ程度の位置）に硬さが高い箇所が存在する。
　これに対し、本通電時に短時間通電条件を適用して形成されたスポット溶接部では、本通電時に形成されるＨＡＺ最軟化部がナゲットの端部領域に近いため、母材からナゲット端部領域１２Ｂにかけての（ナゲット端部領域１２Ｂも含む）ＨＡＺおよびナゲットのビッカース硬さをＨＡＺ最軟化部の硬さの１２０％以下とすることができる。
　すなわち、後通電を施した場合でも、本通電時に形成されるＨＡＺ最軟化部がナゲット端１２Ｅに近いほうがナゲット端１２Ｅの周辺へのひずみ集中を緩和できる。
　このように、ナゲット１２の形成のための通電時間を短時間化すると、ＨＡＺ軟化位置をナゲットの端部領域に接近させて継手強度を向上させる観点から有効である。
　図２０は、本実施形態に係る短時間通電条件をＤＰ材又はＴＲＩＰ材に適用した場合における、単通電及び後通電の後におけるスポット溶接部のＨＡＺの変化を概念的に説明する図である。
　図２０の（ａ）は、スポット溶接部断面図である。
　図２０の（ｂ）に示すように、ＤＰ材又はＴＲＩＰ材を鋼板部材Ｓ１、Ｓ２として用いた場合には、短時間単通電した状態で、ＨＡＺ硬化部１４Ｈはナゲット１２とビッカース硬さにおいてナゲットとほぼ同等となる。
　この場合、ナゲット１２及びＨＡＺ硬化部１４ＨはＤＰ材又はＴＲＩＰ材の母材と比較して非常に硬くなる点で、図１７に示したホットスタンプ材の硬さ分布と異なる。
　また、図２０の（ｃ）に示すように、後通電をすると、ナゲット１２及びＨＡＺ硬化部１４Ｈは充分に焼き戻されて、ＨＡＺ最軟化部１４Ｌとナゲット端１２Ｅとの間は、ビッカース硬さにおける硬さがＨＡＺ最軟化部１４Ｌの約１１５％となり、ナゲット端部領域１２Ｂの応力が充分に緩和される。
　その結果、ＤＰ材又はＴＲＩＰ材におけるスポット溶接部１０の剥離強度を向上させることができる。
　なお、ナゲット端部領域１２Ｂが焼き戻されていれば、ナゲット１２の全体が焼き戻されることは必要ではない。
　なお、図２０の（ｃ）に示す二点鎖線は、後通電前の硬さ分布を示している。
　なお、上記実施形態においては、ＨＡＺ硬化部１４Ｈを後通電により焼き戻す場合について説明したが、短時間単通電によりスポット溶接部１０を形成した後に、例えばレーザ照射することでナゲットおよびＨＡＺ硬化部を焼き戻してもよい。
　以下、剥離方向の継手強度の向上にはＨＡＺ最軟化部をナゲット端部へ近づけることが有効であることを確認する。
　通電時間を短時間化することで、ＨＡＺ最軟化部をナゲット端部へ近づけることができるが、ナゲット形成の観点からは、通電時間の短時間化により、適正電流範囲（一般に、ナゲット径４√ｔを得られる電流値からチリ発生までの電流範囲）が狭くなる。
　そこで、通電初期を低電流とする予備通電で鋼板を加熱した後に、短時間高電流でナゲットを拡大する２段通電によって、ＨＡＺ軟化位置の制御と適正電流範囲の確保とを両立することを検討した。
　板厚１．６ｍｍの１８００ＭＰａ級ホットスタンプ材により、表１に示す溶接条件を用いて調査した。条件（１）は短時間単通電条件、（２）は従来単通電条件、（３）が２段通電条件である。
　図１４に示すナゲット形成挙動と、図１５に示すスポット溶接部の硬さ分布からわかるように、２段通電により、従来単通電と同等の適正電流範囲を有し、かつ、ＨＡＺ最軟化部をナゲット端部へ近づけることが可能となった。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
  
　溶接電流は、それぞれ４√ｔ（ｍｍ）のナゲット径が得られるように調整した。後通電条件は、剥離強度の改善に有効な条件、すなわちナゲットの端部領域が軟化される条件を選定した。
　板厚１．６～２．０ｍｍの９８０ＭＰａ級鋼板、１５００ＭＰａ級ホットスタンプ材、および１８００ＭＰａ級ホットスタンプ材を用い、十字引張強さとＬ字引張強さを調査した。用いた溶接条件を表２に示す。Ｉ０は本通電工程の電流値である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
  
　条件ａは従来単通電条件、条件ｂは従来後通電条件である。条件Ａ１は短時間単通電条件、条件Ａ２は２段電条件であり、条件Ｂ１、Ｂ２はそれぞれ条件Ａ１、Ａ２に対して後通電を行った。いずれの溶接条件においても、ナゲット径４√ｔが得られるように溶接電流を調整した。
　継手強度は、十字継手の場合はＪＩＳ Ｚ３１３７（１９９９年）に基づく十字引張試験により測定し、Ｌ字継手の場合は図２１の概略図を示す試験により測定した。
　より詳細には、Ｌ字引張試験は、図２１に示すように、鋼板をＬ字に曲げて形成した二つの試験片の屈曲部分同士を互いに重ね合せて、重ね合せ部に抵抗スポット溶接によりナゲット１２を有するスポット溶接部１０を形成して接合し、その後、重ね合せ部が剥離する方向に引っ張って、スポット溶接部１０が破断するまでの強度を継手強度として測定した。
　まず、板厚１．６～２．０ｍｍの９８０ＭＰａ級ＤＰ鋼板、１５００ＭＰａおよび１８００ＭＰａ級ホットスタンプ材を用いて、重ね合せ溶接部材の剥離強度および破断形態を調査した。溶接条件を表４に示す。ｔは鋼板の板厚、Ｉ０は各板組に対して、ナゲット径４√ｔ（ｍｍ）が得られるように調整した。なお、距離Ｄはナゲット端部領域からＨＡＺ最軟化部までの距離である。
　表３に条件Ａ１、Ａ２による継手強度の改善効果をまとめた。表３は、単通電に関する実施例を説明する表である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
  
　表３に示すように、いずれの鋼種、板厚においても、条件Ａ１の短時間通電、Ａ２の予備通電及び短時間通電により形成したスポット溶接部は、条件ａの従来単通電条件と比較して、継手強度が向上した。これは、ＨＡＺ軟化位置がナゲット端部に近づくことにより、ナゲット端部への応力集中が緩和された効果と考えられる。
　また、１８００ＭＰａ級ホットスタンプ材におけるＬ字引張強度では、条件Ａ１の短時間通電を行うことにより、条件ａの場合と比較して、継手強度が、約２５％向上した。
　更に、板厚１．６～２．０ｍｍの９８０ＭＰａ級ＤＰ鋼板、１５００ＭＰａおよび１８００ＭＰａ級ホットスタンプ材を用いて、重ね合せ溶接部材の剥離強度および破断形態を調査した。溶接条件を表４に示す。ｔは鋼板の板厚であり、Ｉ０は各板組に対して、ナゲット径４√ｔ（ｍｍ）が得られるように調整した。なお、距離Ｄはナゲット端部領域からＨＡＺ最軟化部までの距離である。
　表４に条件Ｂ１、Ｂ２による継手強度の改善効果をまとめた。表４は、後通電を実施した場合における実施例を説明する表である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
  
　表４に示すように、いずれの鋼種、板厚においても、条件ａの従来単通電条件と比較して、継手強度が向上した。これは、従来後通電技術と同様にナゲット端部が焼戻され靭性が向上したことに加え、ナゲット端部への応力集中を緩和する最適な硬さ分布が得られた効果と考えられる。
　また、１８００ＭＰａ級ホットスタンプ材におけるＬ字引張強度では、条件Ｂ１の短時間通電と後通電を行うことにより、条件ｂの場合と比較して、破断形態が界面破断からプラグ破断となり、継手強度が、約１１４％向上した。
　本発明によれば、複数の鋼板部材同士を重ね合せ部で接合し、前記複数の鋼板部材の少なくとも一つがマルテンサイトを含む重ね合せ部がスポット溶接部によって接合された重ね合せ溶接部材に関して、スポット溶接部における剥離強度を向上することができるので、産業上利用可能である。
１０　スポット溶接部
１２　ナゲット
１２Ｂ　ナゲット端部領域
１２Ｃ　会合部
１２Ｅ　ナゲット端
１４　ＨＡＺ
１４Ｈ　ＨＡＺ硬化部
１４Ｔ　ＨＡＺ軟化部
１４Ｌ　ＨＡＺ最軟化部

Claims (14)

  1. 　複数の鋼板部材の重ね合せ部がスポット溶接部で接合された重ね合せ溶接部材であって、
    　前記複数の鋼板部材のうちの少なくとも一つがマルテンサイトを含み；
    　前記スポット溶接部が、
    　　スポット溶接により形成されたナゲットと、
    　　前記ナゲットの周囲に形成された熱影響部と、
    　　前記熱影響部内でビッカース硬さが最も低い最軟化部と、
    　　前記ナゲットの中心部と前記最軟化部との間に形成され、焼き戻しマルテンサイトからなるとともにそのビッカース硬さが前記最軟化部のビッカース硬さを１００％とした場合に１２０％以下である焼き戻し領域と、
    を有する；
    ことを特徴とする重ね合せ溶接部材。
  2. 　複数の鋼板部材の重ね合せ部がスポット溶接部で接合された重ね合せ溶接部材であって、
    　前記複数の鋼板部材のうちの少なくとも一つがマルテンサイトを含み；
    　前記スポット溶接部が、
    　　抵抗スポット溶接により形成されたナゲットと、
    　　前記ナゲットの周囲に形成された熱影響部と、
    　　前記熱影響部内でビッカース硬さが最も低い最軟化部と、
    を有し；
    　前記ナゲットの溶融境界部から前記最軟化部までの距離をＤ（ｍｍ）とし、前記複数の鋼板部材のうち、最も引張強さの高い鋼板部材が単数であればその板厚をｔ（ｍｍ）とする一方、最も引張強さの高い鋼板部材が複数であればそれらの中で板厚が最も薄い鋼板部材の板厚をｔ（ｍｍ）とした場合に、下記（１）式を満足する；
    ことを特徴とする重ね合せ溶接部材。
    Ｄ≦ｔ０．２　　　・・・（１）式
  3. 　前記複数の鋼板部材にホットスタンプ材が含まれている
    ことを特徴とする請求項１又は２に記載の重ね合せ溶接部材。
  4. 　請求項１～３のいずれか一項に記載の重ね合せ溶接部材を含む
    ことを特徴とする自動車用部品。
  5. 　複数の鋼板部材の重ね合せ部に、ナゲットと、前記ナゲットの周囲に形成される熱影響部と、前記熱影響部内でビッカース硬さが最も低い最軟化部と、を有するスポット溶接部を抵抗スポット溶接により形成する抵抗スポット溶接工程と；
    　前記ナゲットの中心部と、前記最軟化部との間に、焼き戻しマルテンサイトからなるとともにそのビッカース硬さが前記最軟化部のビッカース硬さを１００％とした場合に１２０％以下である焼き戻し領域を形成する焼き戻し工程と；
    を備えることを特徴とする重ね合せ部の溶接方法。
  6. 　前記抵抗スポット溶接工程で、
    　　前記抵抗スポット溶接の通電時間をＴ（秒）とし、
    　　前記複数の鋼板部材のうち、最も引張強さの高い鋼板部材が単数であればその板厚をｔ（ｍｍ）とする一方、最も引張強さの高い鋼板部材が複数であればそれらの中で板厚が最も薄い鋼板部材の板厚をｔ（ｍｍ）とし、
    　　前記抵抗スポット溶接の通電１サイクルの時間をｃｙｃ（秒）とした場合に、
    下記（２）式を満たすように通電する
    ことを特徴とする請求項５に記載の重ね合せ部の溶接方法。
    　５ｔ×ｃｙｃ≦Ｔ≦（５ｔ＋４）×ｃｙｃ　　　・・・（２）式
  7. 　前記抵抗スポット溶接工程の前に、
    　　通電時間Ｔ１（秒）と、通電１サイクルの時間ｃｙｃ（秒）と、板厚ｔ（ｍｍ）とが下記（３）式を満たした上で、予熱電流I（ｋＡ）を前記重ね合せ部に通電する予熱通電工程をさらに備え；
    　前記板厚ｔ（ｍｍ）として、前記複数の鋼板部材のうち、最も引張強さの高い鋼板部材が単数であればその板厚を用いる一方、最も引張強さの高い鋼板部材が複数であればそれらの中で板厚が最も薄い鋼板部材の板厚を用い；
    　前記抵抗スポット溶接工程で、
    　　通電時間をＴ２（秒）とし、前記抵抗スポット溶接の通電１サイクルの時間をｃｙｃ（秒）とした場合に、下記（４）式を満たした上で、チリ発生電流以下の溶接電流Ｉ０（ｋＡ）を前記重ね合せ部に通電し；
    　前記予熱電流Ｉ（ｋＡ）と前記溶接電流Ｉ０（ｋＡ）とが、下記（５）式を満たす；
    ことを特徴とする請求項５に記載の重ね合せ部の溶接方法。
    　５ｔ×ｃｙｃ≦Ｔ１≦（５ｔ＋８）×ｃｙｃ　　　・・・（３）式
    　５ｔ×ｃｙｃ≦Ｔ２≦（５ｔ＋４）×ｃｙｃ　　　・・・（４）式
    　０．３Ｉ０≦Ｉ≦０．７Ｉ０　　　　・・・（５）式
  8. 　前記抵抗スポット溶接工程では、前記ナゲットの溶融境界部から前記最軟化部までの距離をＤ（ｍｍ）とし、前記複数の鋼板部材のうち、最も引張強さの高い鋼板部材が単数であればその板厚をｔ（ｍｍ）とする一方、最も引張強さの高い鋼板部材が複数であればそれらの中で板厚が最も薄い鋼板部材の板厚をｔ（ｍｍ）とした場合に、下記（６）式を満足するように前記抵抗スポット溶接を行い；
    　前記焼き戻し工程が、後通電により前記焼き戻し領域を形成する後通電工程である；
    ことを特徴とする請求項５に記載の重ね合せ部の溶接方法。
    　Ｄ≦ｔ０．２　　　・・・（６）式
  9. 　前記抵抗スポット溶接工程で、
    　　前記抵抗スポット溶接の通電時間をＴ（秒）とし、前記抵抗スポット溶接の通電１サイクルの時間をｃｙｃ（秒）とした場合に、下記（７）式を満たすように通電する
    ことを特徴とする請求項８に記載の重ね合せ部の溶接方法。
    　５ｔ×ｃｙｃ≦Ｔ≦（５ｔ＋４）×ｃｙｃ　　　・・・（７）式
  10. 　前記抵抗スポット溶接工程の前に、
    　　通電時間Ｔ１（秒）と、通電１サイクルの時間ｃｙｃ（秒）と、前記板厚ｔ（ｍｍ）とが下記（８）式を満たした上で、予熱電流I（ｋＡ）を前記重ね合せ部に通電する予熱通電工程をさらに備え；
    　前記抵抗スポット溶接工程で、
    　　通電時間をＴ２（秒）とし、通電１サイクルの時間をｃｙｃ（秒）とした場合に、下記（９）式を満たした上で、チリ発生電流以下の溶接電流Ｉ０（ｋＡ）を前記重ね合せ部に通電し；
    　前記予熱電流Ｉ（ｋＡ）と、前記溶接電流Ｉ０（ｋＡ）とが下記（１０）式を満たす；
    ことを特徴とする請求項８に記載の重ね合せ部の溶接方法。
    　５ｔ×ｃｙｃ≦Ｔ１≦（５ｔ＋８）×ｃｙｃ　　　・・・（８）式
    　５ｔ×ｃｙｃ≦Ｔ２≦（５ｔ＋４）×ｃｙｃ　　　・・・（９）式
    　０．３Ｉ０≦Ｉ≦０．７Ｉ０　　　　・・・（１０）式
  11. 　複数の鋼板部材の重ね合せ部に、ナゲットと、前記ナゲットの周囲に形成される熱影響部と、前記熱影響部内でビッカース硬さが最も低い最軟化部と、を有するスポット溶接部を形成する抵抗スポット溶接工程を備え；
    　前記抵抗スポット溶接工程では、
    前記ナゲットの溶融境界部から前記最軟化部までの距離をＤ（ｍｍ）とし、前記複数の鋼板部材のうち、最も引張強さの高い鋼板部材が単数であればその板厚をｔ（ｍｍ）とする一方、最も引張強さの高い鋼板部材が複数であればそれらの中で板厚が最も薄い鋼板部材の板厚をｔ（ｍｍ）とした場合に、下記（１１）式を満足するように前記抵抗スポット溶接を行う；
    ことを特徴とする重ね合せ部の溶接方法。
    Ｄ≦ｔ０．２　　　・・・（１１）式
  12. 　前記抵抗スポット溶接工程で、
    　　前記抵抗スポット溶接の通電時間をＴ（秒）とし、
    　　前記抵抗スポット溶接の通電１サイクルの時間をｃｙｃ（秒）とした場合に、下記（１２）式を満たすように通電する
    ことを特徴とする請求項１１に記載の重ね合せ部の溶接方法。
    　５ｔ×ｃｙｃ≦Ｔ≦（５ｔ＋４）×ｃｙｃ　　　・・・（１２）式
  13. 　前記抵抗スポット溶接工程の前に、
    　　通電時間Ｔ１（秒）と、通電１サイクルの時間ｃｙｃ（秒）と、前記板厚ｔ（ｍｍ）とが下記（１３）式を満たした上で、予熱電流I（ｋＡ）を前記重ね合せ部に通電する予熱通電工程をさらに備え；
    　前記抵抗スポット溶接工程で、
    　　通電時間をＴ２（秒）と、通電１サイクルの時間をｃｙｃ（秒）とが、下記（１４）式を満たした上で、チリ発生電流以下の溶接電流Ｉ０（ｋＡ）を前記重ね合せ部に通電し；
    　前記予熱電流Ｉ（ｋＡ）と、前記溶接電流Ｉ０（ｋＡ）とが下記（１５）式を満たす；
    ことを特徴とする請求項１１に記載の重ね合せ部の溶接方法。
    　５ｔ×ｃｙｃ≦Ｔ１≦（５ｔ＋８）×ｃｙｃ　　　・・・（１３）式
    　５ｔ×ｃｙｃ≦Ｔ２≦（５ｔ＋４）×ｃｙｃ　　　・・・（１４）式
    　０．３Ｉ０≦Ｉ≦０．７Ｉ０　　　　・・・（１５）式
  14. 　複数の鋼板部材の重ね合せ部がスポット溶接部で接合された重ね合せ溶接部材の製造方法であって、
    　前記複数の鋼板部材を、前記重ね合せ部の位置で重ね合せる、重ね合せ工程と；
    　前記重ね合せ部を、請求項５～１３のいずれか１項に記載の重ね合せ部の溶接方法により溶接する溶接工程と；
    を備えることを特徴とする重ね合せ溶接部材の製造方法。
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