WO2014171495A1 - スポット溶接方法 - Google Patents

スポット溶接方法 Download PDF

Info

Publication number
WO2014171495A1
WO2014171495A1 PCT/JP2014/060848 JP2014060848W WO2014171495A1 WO 2014171495 A1 WO2014171495 A1 WO 2014171495A1 JP 2014060848 W JP2014060848 W JP 2014060848W WO 2014171495 A1 WO2014171495 A1 WO 2014171495A1
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
energization
tmin
steel plate
spot
spot welding
Prior art date
Application number
PCT/JP2014/060848
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
古迫　誠司
史徳 渡辺
康信 宮▲崎▼
岡田　徹
佑 銭谷
佐藤　浩一
Original Assignee
新日鐵住金株式会社
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
Priority to KR1020157031207A priority Critical patent/KR101725707B1/ko
Priority to ES14784656.2T priority patent/ES2657122T3/es
Priority to CN201480021666.3A priority patent/CN105142847B/zh
Priority to MX2015014507A priority patent/MX2015014507A/es
Priority to US14/785,187 priority patent/US10099311B2/en
Priority to EP14784656.2A priority patent/EP2987581B1/en
Application filed by 新日鐵住金株式会社 filed Critical 新日鐵住金株式会社
Priority to RU2015148145A priority patent/RU2633409C2/ru
Priority to CA2909397A priority patent/CA2909397C/en
Priority to JP2015512510A priority patent/JP6107939B2/ja
Priority to BR112015026225-2A priority patent/BR112015026225B1/pt
Publication of WO2014171495A1 publication Critical patent/WO2014171495A1/ja
Priority to ZA2015/08151A priority patent/ZA201508151B/en

Links

Images

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
    • B23K11/16—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
    • 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
    • B23K11/24—Electric supply or control circuits therefor
    • 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
    • B23K11/24—Electric supply or control circuits therefor
    • B23K11/241—Electric supplies
    • 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
    • B23K11/30—Features relating to electrodes
    • B23K11/3054—Cooled electrodes
    • 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
    • B23K2103/00—Materials to be soldered, welded or cut
    • B23K2103/02—Iron or ferrous alloys
    • B23K2103/04—Steel or steel alloys

Definitions

  • the present invention relates to a spot welding method using a high-strength steel plate having a tensile strength of 980 MPa or more used in the automobile field or the like.
  • the carbon equivalent of the base metal is large, and in spot welding, the welded part is quenched immediately after heating, so the welded part has a martensitic structure, and the welded part And in the heat affected zone, the hardness increases and the toughness decreases.
  • a high-strength steel sheet containing 0.15% by mass or more of carbon and having a tensile strength of 980 MPa or more contains many hardenable elements such as Si and Mn in addition to C. Therefore, the spot weld is heated and cooled by welding. After the process, it is baked and hardened. Further, the welded portion is pulled from the periphery in the cooling process in which the heat shrinks, and the tensile residual stress is distributed at room temperature.
  • Delayed fracture is mainly governed by three factors: the hardness of the steel sheet, the residual stress, and the amount of hydrogen in the steel.
  • the spot welded portion of the high-strength steel plate is high in hardness and has a distribution of tensile residual stress. Therefore, if hydrogen intrusion occurs, the spot welded portion tends to cause delayed fracture.
  • no consideration is given to improving the delayed fracture resistance of the weld.
  • the present inventors are extremely important to soften the space between the steel plate pressure welded portion (also called corona bond) where fracture occurs and propagates to the end of the nugget. I thought. Based on this idea, the condition of the spot welded part that softens the space between the steel plate pressure contact part and the end of the nugget and improves the delayed fracture resistance by two-stage energization that performs post-heating energization after the main energization investigated.
  • the gist of the present invention as a result of such examination is as follows.
  • the process is divided into three processes, a cooling process in which no energization is performed following one energization process, and a second energization process in which the nugget is softened subsequent to the cooling process.
  • the current in the first energization process is I 1
  • the present invention in the spot welding method of a high-strength steel sheet containing 0.15% by mass or more of carbon and having a tensile strength of 980 MPa or more, suppressing variation in hardness reduction due to tempering, and shortening the welding time, High delayed fracture resistance can be obtained stably.
  • the spot welded part including the nugget and the heat-affected zone is baked and hardened through a heating and cooling process of welding. . Further, the welded portion is pulled from its periphery in the cooling process in which the heat shrinks, and the tensile residual stress is distributed at room temperature.
  • hydrogen penetrates into the welded portion and delayed fracture (hydrogen embrittlement cracking) occurs.
  • the inventors of the present invention conducted tempering martensite by tempering the martensite structure in the vicinity of the boundary (fusion line) between the nugget and the base material formed by the main energization during spot welding by the two-stage energization.
  • the present inventors made a number of test pieces by changing the ratio of the current amount of post-energization to the current amount of main energization in two-stage energization, the cooling time after welding, and the energization time of post-energization variously.
  • the present inventors measured the Vickers hardness along the overlap surface of the steel plates as shown in FIG. The relationship between hardness was investigated.
  • the inventors further investigated the relationship between Vickers hardness and delayed fracture resistance before and after the fusion line.
  • FIG. 1 is an example of spot welding using a steel plate having C: 0.22 mass%, a tensile strength of 1510 MPa, and a plate thickness of 2 mm.
  • the origin 0 on the horizontal axis in FIG. 1 indicates the intersection of the steel plate overlap surface forming the steel plate pressure contact portion and the fusion line of the nugget, + indicates the distance from the origin to the overlap surface direction, and ⁇ indicates the distance in the nugget direction.
  • ⁇ ⁇ black circles
  • ⁇ (white circles) and ⁇ (triangles) are the energization after the main energization with a cooling time in between Examples of two-stage energization, where ⁇ (white ⁇ circles) indicates an example of welding under appropriate conditions, and ⁇ (triangles) indicates an example of welding under inappropriate conditions.
  • 2-stage energization performs the energization (first energizing step) with a current I 1, then after cooling of the cooling time tc as non-energized, the energizing time at a current I 2 t2
  • An energization pattern for performing post-energization was used.
  • the energization condition A for ⁇ is I 2 / I 1 : 0.6, tc: 0.6 sec, t2: 2.0 sec
  • the energization condition B for ⁇ (white circles) is I 2 / I 1 : 0.6, tc: 1.2 sec, t2: 1.2 sec.
  • the present inventors further created a large number of samples with different softening amounts by changing energization conditions and applied pressure, and the hardness and metal structure near the nugget edge and delayed fracture resistance And investigated the relationship.
  • the length of the pressure contact portion of the steel sheet is L
  • the metal structure in the range of ⁇ L to + L from the nugget end has a tempered martensite structure, and the average value of the Vickers hardness in the range is It has been found that a spot welded joint having excellent delayed fracture resistance can be obtained by setting it to 400 or less.
  • the spot welded joint of the present invention is intended for a joint formed by spot welding a high-strength steel plate containing 0.15% by mass or more of carbon and having a tensile strength of 980 MPa or more.
  • part or all of the base metal structure has a martensite structure.
  • the nugget and the heat-affected zone near the nugget all have a martensite structure, and delayed fracture of the joint is a problem. Because it becomes.
  • the upper limit of the tensile strength is not particularly limited, but at present, the upper limit tensile strength is about 2000 MPa in relation to spot weldability.
  • the intersection of the fusion line of the steel plate pressure welded portion and the nugget is the origin (0 point)
  • the metal structure in the range of -L to + L has a tempered martensite structure, and the average value of the Vickers hardness in the range is set to 400 or less, thereby providing delayed fracture resistance. Has been found to be significantly improved.
  • the nugget and the weld heat affected zone are heated by the subsequent energization following the main energization, thereby reducing the hardness in the vicinity of the nugget end to the above range and simultaneously reducing the tensile residual stress. It is considered that the delayed fracture resistance is improved.
  • the measurement of Vickers hardness can be performed by the following method. First, a spot welded joint formed by spot welding is cut along a cross section perpendicular to the plate surface and passing through the center of the nugget. A test piece containing a nugget is cut out from this cut piece, and this is embedded in a resin or the like to polish the cut surface. Then, as shown in FIG. 3, the Vickers hardness Hv from the inside of the nugget to a position where it is hardly softened is measured and obtained along a line that is parallel to the overlap surface of the steel plate pressure contact portion and shifted by 0.2 mm from the overlap surface.
  • the chemical composition of the steel sheet is not particularly limited except for the amount of carbon, and a known hot stamping material, a thin steel plate called super high tensile steel or a plated thin steel plate is used.
  • Steel sheets having the chemical composition as described above can be mentioned. For example, by mass, C: 0.15 to 0.50%, Si: 0.01 to 2.50%, Mn: 1.0 to 3.0%, P: 0.03% or less, S: 0 0.01% or less, N: 0.0100% or less, O: 0.007% or less, Al: 1.00% or less, and the balance is basically a steel plate made of Fe and unavoidable impurities.
  • Examples thereof include a steel sheet containing an element selected from the group a) to (c) as required.
  • A One or more of Ti: 0.005 to 0.10%, Nb: 0.005 to 0.10%, and V: 0.005 to 0.10%
  • B 0.0. 0001% to 0.01%, Cr: 0.01% to 2.0%, Ni: 0.01% to 2.0%, Cu: 0.01% to 2.0%, Mo: 0.01%
  • At least one selected from the group consisting of Ca, Ce, Mg, and rare earth metal (REM) is added in a total of 0.0001% to 0 .5%.
  • spot welding for forming the spot welded joint described above is performed as follows.
  • FIG. 2 the example of the electricity supply pattern in a spot welding process is shown.
  • this energization pattern first, the first energization forming a nugget by the current in the primary current I 1 while applying a predetermined pressure P1. Then, a large pressure P2 than pressure to the first energizing step is applied, after a complete stop and cooling time tc of the cooling step the energization, energization post secondary current I 2 and energization time t2 Then, the second energization process for softening the nugget and its periphery is performed.
  • the welding electrode is separated from the steel plate when a predetermined hold time has elapsed, and the applied pressure is released.
  • P2 ⁇ P1 ⁇ 50 kgf (490 N).
  • the upper limit of the pressure difference (P2 ⁇ P1) is not particularly defined, but is set in a range where the indentation of the steel sheet is not significant.
  • the energization conditions are in the following ranges.
  • I 2 / I 1 0.5 to 0.8 tc: 0.8 ⁇ tmin to 2.5 ⁇ tmin t2: 0.7 ⁇ tmin to 2.5 ⁇ tmin
  • tmin is expressed by the following equation (1) with respect to the plate thickness H (mm).
  • tmin 0.2 ⁇ H 2 (1)
  • Such energizing conditions are as follows.
  • the current I 2 during post-energization is set to the current of the main energization.
  • I 1 should be in the range of (0.5 ⁇ 0.8) I 1.
  • I 2 / I 1 is less than 0.5, the heating temperature at the time of post-energization is low, the degree of softening of the weld zone is insufficient, or the softening region does not satisfy the range of ⁇ L to + L. Improvement effect is small.
  • I 2 / I 1 exceeds 0.8, the nugget and welding heat-affected zone (HAZ) formed by this energization is heated again to the austenite single-phase region, and the subsequent cooling process causes baking and softening. Since it cannot be realized, the delayed fracture resistance cannot be improved.
  • I 2 / I 1 exceeds 0.8, if t2 is set to a very short time, the welded portion may be in a temperature range where softening occurs. However, when the gap between the steel plates or the contact state between the electrodes and the steel plates fluctuates, the welded portion may deviate from an appropriate temperature, and softening may not be realized. That is, it is difficult to stably achieve softening.
  • I 2 / I 1 is preferably in the range of 0.55 to 0.75, in order to achieve stable and sufficient softening. I 1 is determined by the target nugget diameter.
  • the cooling time tc after the main energization is calculated by the equation (0.2 ⁇ H 2 ) according to the steel plate thickness H. It is necessary to set the range of 0.8 ⁇ tmin to 2.5 ⁇ tmin. If the tc is less than 0.8 ⁇ tmin, the temperature drop in the cooling process after the main energization is insufficient, and there is little or no martensite formation in the nugget or HAZ (that is, almost or all remains as austenite. Therefore, softening (tempering) during post-energization may not be realized.
  • the range of tc is defined as 0.8 to 2.5 times tmin.
  • H is an average plate thickness.
  • the post-energization time t2 after cooling needs to be 0.7 ⁇ tmin or more and 2.5 ⁇ tmin or less. If t2 is less than 0.7 ⁇ tmin, the temperature rise during post-energization is insufficient, and the nugget or the martensite in the HAZ may not be softened (tempered).
  • the softening due to tempering depends more strongly on the temperature than the holding time, so even if tc exceeds 2.5 tmin, the temperature distribution of the welded part becomes a steady state and the hardness distribution of the welded part does not change greatly, and the productivity Cause a decline. Therefore, the range of t2 is defined as 0.7 to 2.5 times tmin.
  • FIG. 4 shows the relationship between the plate thickness and tmin, 2.5 ⁇ tmin.
  • the range of the plate thickness corresponds to the range of the plate thickness of the steel plate for automobiles, for example.
  • the applied pressure after the cooling step was set to three types: 450 kgf (4410 N), 500 kgf (4900 N), and 650 kgf (6370 N).
  • a preliminary experiment was performed before spot welding, and based on the result of this preliminary experiment, the current amount of main energization at the time of spot welding was calculated as 4 of the square root of the plate thickness of the steel sheet having one nugget diameter. The value was set to 5 times (4.5 ⁇ t).
  • the Vickers hardness in the nugget and in the heat-affected zone was measured by cutting the prepared test piece in the thickness direction at the center of the plate width, and measuring the cross section at a pitch of 500 ⁇ m along the bonding interface as shown in FIG.
  • the Vickers hardness was measured based on JIS-Z2244 at a load of 200 gf (1.996133N).
  • the hydrochloric acid immersion test is performed by inserting a steel plate having a thickness of 1.4 mm at both ends of the cold-rolled steel plate so that a gap is opened at the center hitting portion, and the center portion is in the state where both ends are constrained.
  • spot welding was performed to prepare a test piece in a state where stress was applied to the welded portion, and the test piece was examined by checking for cracks after being immersed in 0.15 normal hydrochloric acid for 100 hours. .
  • a spot welded joint formed by spot welding is cut along a cross section perpendicular to the plate surface and passing through the center of the nugget, and a test piece containing the nugget is cut out from this cut piece and embedded in resin or the like.
  • the cut surface was polished with, and the polished cut surface was observed with an optical microscope.
  • Example 2 (Example 2) C: 0.22 mass%, plate thickness: 2 mm, tensile strength: 1510 MPa cold-rolled steel sheets were prepared, the steel sheets were stacked, and spot welding was performed in the same manner as in Example 1 under the conditions shown in Table 2. The Vickers hardness was measured and the hydrochloric acid immersion test was performed. The applied pressure up to the main energization process was 450 kgf (4410 N). The applied pressure after the cooling step was 550 kgf (5390 N).
  • the applied pressure until the main energization process was 350 kgf (3430 N).
  • the applied pressure after the cooling step was 450 kgf (4410 N).
  • the overall time required for spot welding can be reduced.
  • the time shortened by the cooling process can be used for the 2nd electricity supply process, the time of tempering can be lengthened, and hardness can be reduced stably. Hydrogen release from the spot weld is also promoted.

Landscapes

  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • Resistance Welding (AREA)
  • Heat Treatment Of Steel (AREA)

Abstract

炭素を０．１５質量％以上含み、引張強さが９８０ＭＰａ以上の高強度鋼板のスポット溶接を２段通電で行い、第１通電工程の電流Ｉ１と第２通電工程の電流Ｉ２の比（Ｉ２／Ｉ１）を０．５～０．８とし、冷却工程の時間ｔｃを、鋼板板厚Ｈに応じて、式（０．２×Ｈ２）で計算される０．８×ｔｍｉｎ以上、２．５×ｔｍｉｎ以下の範囲とし、また第２通電工程の通電時間ｔ２を０．７×ｔｍｉｎ以上、２．５×ｔｍｉｎ以下の範囲とし、前記第１通電工程までの加圧力よりも、前記冷却工程以降における加圧力を大きくして溶接することで、焼戻しによる硬さ低減のばらつきを抑制しつつ、高い耐遅れ破壊特性を安定して得る。

Description

スポット溶接方法
　本発明は、自動車分野等で使用される引張強さ９８０ＭＰａ以上の高強度鋼板を用いるスポット溶接方法に関するものである。
　近年、自動車分野では、低燃費化やＣＯ２排出量削減を達成するための車体の軽量化や、衝突安全性を向上させるための車体の高剛性化がより求められており、その要求を満たすために、車体や部品等に高強度鋼板を使用するニーズが高まっている。
　一方、車体の組立や部品の取付け等の工程においては、主としてスポット溶接が使われているが、特に引張強さの高い高強度鋼板をスポット溶接した場合には、従来、継手部の引張強さが問題となっていた。
　高強度鋼板はその強度を達成するために母材の炭素等量が大きくなっており、しかも、スポット溶接では溶接部は加熱後直ちに急冷されるために、溶接部はマルテンサイト組織となり、溶接部及び熱影響部において硬度が上昇し、靭性が低下するようになる。
　高強度鋼板のスポット溶接において、スポット溶接部の靭性を改善して継手強度を確保する方法として、本通電の後にさらに後加熱通電を行う２段通電による方法がある。
　例えば、特開２００２－１０３０４８号公報には、スポット溶接の通電が終了して一定時間が経過した後にテンパー通電を行い、スポット溶接部（ナゲット部および熱影響部）を焼鈍して溶接部の硬さを低下させている。特開２０１０－１１５７０６号公報には、本通電によるナゲット形成の後に、本通電電流値以上の電流値で後加熱通電するという方法が記載されている。
　引張強さの高い高強度鋼板をスポット溶接した場合の問題として、最近では、さらに遅れ破壊（水素脆化）の問題が生じてきた。炭素を０．１５質量％以上含み、引張強さが９８０ＭＰａ以上の高強度鋼板は、Ｃ以外にもＳｉ、Ｍｎなどの焼き入れ性元素を多く含有するため、そのスポット溶接部は溶接の加熱冷却過程を経て焼きが入って硬化する。さらに、溶接部は熱収縮する冷却過程でその周囲から引っ張られ、室温において引張残留応力が分布することになる。
　遅れ破壊は、鋼板の硬さ、残留応力、そして鋼中の水素量の３因子に主に支配される。高強度鋼板のスポット溶接部は、前述のように硬度が高く、引張残留応力が分布しているので、水素侵入が起これば遅れ破壊を引き起こしやすい部位となっている。
　しかし、従来の２段通電による方法では、溶接部の耐遅れ破壊特性を向上させることについては、何ら考慮されていない。
　そこで、本発明では、炭素を０．１５質量％以上含み、引張強さが９８０ＭＰａ以上の高強度鋼板のスポット溶接方法において、焼戻しによる硬さ低減のばらつきを抑制しつつ、高い耐遅れ破壊特性を安定して得ることを課題とする。
　本発明者らは、スポット溶接継手の耐遅れ破壊特性を向上させるには、破壊が発生及び伝播する鋼板圧接部（コロナボンドともいわれる）からナゲットの端部までの間を軟化することが極めて重要であると考えた。この考えのもとに、本通電の後にさらに後加熱通電を行う２段通電によって、鋼板圧接部からナゲットの端部までの間を軟化させ、耐遅れ破壊特性を向上させるスポット溶接部の条件について検討した。
　その結果、本通電までの加圧力、本通電の後の加圧力、冷却期間及び後加熱通電を適切な条件で行うことにより、耐遅れ破壊特性を向上させた溶接継手を得ることができることを見出した。
　そのような検討の結果なされた本発明の要旨は次のとおりである。
　［１］炭素を０．１５質量％以上含み、引張強さが９８０ＭＰａ以上である高強度鋼板を重ね合わせスポット溶接する方法であって、スポット溶接工程を、ナゲットを形成する第１通電工程、第１通電工程に続いて無通電とする冷却工程、冷却工程に続いてナゲットを軟化させる第２通電工程の３工程に分けて行い、その際、第１通電工程の電流をＩ１、第２通電工程の電流をＩ２とするとき、Ｉ２／Ｉ１を０．５～０．８とし、さらに冷却工程の時間ｔｃ（ｓｅｃ）を、鋼板板厚Ｈ（ｍｍ）に応じて、次の（１）式で計算される０．８×ｔｍｉｎ以上、２．５×ｔｍｉｎ以下の範囲とし、また第２通電工程の通電時間ｔ２（ｓｅｃ）を、０．７×ｔｍｉｎ以上、２．５×ｔｍｉｎ以下の範囲とし、第１通電工程までの電極の加圧力よりも、冷却工程以降における電極の加圧力を大きくして溶接してスポット溶接継手を得るスポット溶接方法。
　　ｔｍｉｎ＝０．２×Ｈ２　　・・・（１）
　［２］前記高強度鋼板が、めっき鋼板である上記［１］に記載のスポット溶接方法。
　本発明によれば、炭素を０．１５質量％以上含み、引張強さが９８０ＭＰａ以上の高強度鋼板のスポット溶接方法において、焼戻しによる硬さ低減のばらつきを抑制し、溶接時間を短縮しつつ、高い耐遅れ破壊特性を安定して得ることができる。
１段通電と２段通電の場合におけるスポット溶接部のビッカース硬さの変化の１例を示す図である。 スポット溶接の通電及び加圧パターンの概要を説明するための図である。 スポット溶接部の融合線の前後に位置するナゲット端部と鋼板圧接部に対するビッカース硬さを測定する範囲を説明するための図である。 板厚とｔｍｉｎ、２．５×ｔｍｉｎとの関係を示す線図である。
　以下、添付の図面を参照して本発明の実施の形態を説明する。
　炭素が０．１５質量％以上で、引張強さが９８０ＭＰａ以上である高強度鋼板をスポット溶接すると、ナゲットおよび熱影響部からなるスポット溶接部は、溶接の加熱冷却過程を経て焼きが入り硬化する。また、溶接部は、熱収縮する冷却過程でその周囲から引張られ、室温において引張残留応力が分布することになる。例えば、自動車車体の場合には、車体製造時、あるいは腐食環境にある走行時に、水素が溶接部に侵入して遅れ破壊（水素脆化割れ）が発生することになる。
　そこで、本発明者らは、２段通電によるスポット溶接の際に、本通電により形成されたナゲットと母材の境界（融合線）近傍のマルテンサイト組織を、後通電により焼き戻して焼戻しマルテンサイトにすることにより、耐遅れ破壊特性を改善することを試みた。具体的には、本発明者らは、２段通電における本通電の電流量に対する後通電の電流量の比、溶接後冷却時間と後通電の通電時間を種々変えて多数の試験片を作成した。次に、本発明者らは、融合線の前後に位置するナゲット端部と鋼板圧接部において、図３に示すように鋼板の重ね面に沿ってビッカース硬さを測定して、通電条件とビッカース硬さの関係を調査した。また、本発明者らは、融合線前後におけるビッカース硬さと耐遅れ破壊特性の関係をさらに調査した。
　その結果、融合線を挟んだ前後の範囲を焼戻しマルテンサイト組織とするとともに、ビッカース硬さを４００以下とすることにより、耐遅れ破壊特性に優れた溶接継手とすることができることを見出した。
　図１にそのような試験結果の一例を示す。図１は、Ｃ：０．２２質量％、引張強さが１５１０ＭＰａ、板厚２ｍｍの鋼板を用いてスポット溶接した例である。図１の横軸の原点０は、鋼板圧接部を形成する鋼板重ね面とナゲットの融合線との交点を示し、＋は原点から重ね面方向への距離、－はナゲット方向への距離を示す。また、●（black circles）は本通電のみを行い、後通電を行わなかった例であり、○(white circles)と△（triangles）は、本通電の後に、冷却時間を挟んで後通電を行う２段通電による例であって、○(white circles)は適切条件で溶接した例、△（triangles）は不適条件で溶接した例をそれぞれ示す。
　２段通電は、図２に示すように、電流Ｉ１で本通電（第１通電工程）を行い、次に、無通電として冷却時間ｔｃの冷却を行った後、電流Ｉ２で通電時間ｔ２の後通電（第２通電工程）を行う通電パターンを用いた。△（triangles）の通電条件Ａは、Ｉ２／Ｉ１：０．６、ｔｃ：０．６ｓｅｃ、ｔ２：２．０ｓｅｃであり、○(white circles)の通電条件Ｂは、Ｉ２／Ｉ１：０．６、ｔｃ：１．２ｓｅｃ、ｔ２：１．２ｓｅｃである。
　図１より、本通電のみを行い、後通電を行なわない通電パターンでスポット溶接した場合では、ナゲット端近傍のビッカース硬さの値が大きいが、２段通電によって溶接することによりナゲット端近傍の硬さが低下することが分かる。また、２段通電した場合でも、通電条件によって軟化量は異なり、不適な通電条件Ａの場合には軟化量が小さく、後通電なしの場合との差が小さい。これに対し、適切な通電条件Ｂの場合には、軟化量が大きく、ナゲット端近傍のビッカース硬さが大きく低下していることが分かる。
　次に、通電条件ＡとＢで行った溶接継手の耐遅れ破壊特性を、後述する塩酸浸漬試験によって調べた結果、ナゲット端近傍の軟化量が小さい通電条件Ａの場合には、溶接部に割れが認められた。これに対し、軟化量が大きかった通電条件Ｂでは、溶接部に割れは認められなかった。
　以上の結果をもとに、さらに本発明者らは、通電条件や加圧力を変化させて前記軟化量の異なる多数の試料を作成して、ナゲット端近傍の硬さや金属組織と耐遅れ破壊特性との関係を調査した。その結果、鋼板の圧接部の長さをＬとしたとき、前記ナゲット端から－Ｌ～＋Ｌの範囲における金属組織が焼戻しマルテンサイト組織を有し、かつ、その範囲のビッカース硬さの平均値を４００以下とすることにより、耐遅れ破壊特性に優れたスポット溶接継手が得られることを見出した。
　本発明は、このような検討結果に基づいてなされたものであり、以下本発明に必要な要件について順次説明する。
　（対象とする鋼板）
　本発明のスポット溶接継手は、炭素を０．１５質量％以上含み、引張強さが９８０ＭＰａ以上の高強度鋼板をスポット溶接して形成された継手を対象にする。
　そのような鋼板は母材組織の一部またはすべてがマルテンサイト組織になっており、一方、スポット溶接後、ナゲット及びナゲット近傍の熱影響部は全てマルテンサイト組織となり、継手部の遅れ破壊が問題となるからである。
　なお、引張強さの上限は特に限定されるものではないが、スポット溶接性との関連で現状では上限の引張強さは２０００ＭＰａ程度となる。
（ナゲット端近傍の金属組織と硬さ）
　スポット溶接部の遅れ破壊を防止するには、ナゲット端近傍の硬さや引張残留応力を低下させることが必要である。特に、破壊が発生及び伝播する鋼板圧接部からナゲット端部を軟化することが極めて重要である。
　本発明では、前述のような検討の結果、ナゲットを含む溶接継手の断面において、図３に示すように、鋼板圧接部とナゲットの融合線の交点を原点（０点）とし、鋼板圧接部の長さをＬとするときに、－Ｌ～＋Ｌの範囲における金属組織が焼戻しマルテンサイト組織を有し、かつ、前記範囲のビッカース硬さの平均値を４００以下とすることにより、耐遅れ破壊特性を著しく向上できることを見出した。
　本発明では、ナゲット及び溶接熱影響部を本通電に続く後通電によって加熱することにより、ナゲット端近傍の硬さを前記の範囲まで低下させることにより、同時に引張残留応力も低下させることができて、耐遅れ破壊特性が向上するものと考えられる。
　なお、ビッカース硬さの測定は、次のような方法により行うことができる。
　先ず、スポット溶接して形成されたスポット溶接継手を、板表面に垂直でナゲットの中心を通る断面で切断する。この切断片からナゲットを含む試験片を切り出し、これを樹脂等に埋め込んで切断面を研磨する。そして、図３に示すように、鋼板圧接部の重ね面に平行で、重ね面より０．２ｍｍずれた線に沿って、ナゲット内部からほとんど軟化しない位置までのビッカース硬度Ｈｖを測定して求める。
（鋼板の化学組成）
　鋼板の化学組成については、炭素量以外特に限定されるものでなく、公知のホットスタンプ材や超ハイテンと呼ばれる薄鋼板やめっきされた薄鋼板が使用されるが、具体的に例示すれば、次のような化学組成を有する鋼板があげられる。
　例えば、質量％で、Ｃ：０．１５～０．５０％、Ｓｉ：０．０１～２．５０％、Ｍｎ：１．０～３．０％、Ｐ：０．０３％以下、Ｓ：０．０１％以下、Ｎ：０．０１００％以下、Ｏ：０．００７％以下、Ａｌ：１．００％以下であり、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなる鋼板を基本とし、さらに、下記の（ａ）～（ｃ）の群から選択された元素を必要に応じて含有する鋼板があげられる。
（ａ）Ｔｉ：０．００５～０．１０％、Ｎｂ：０．００５～０．１０％、およびＶ：０．００５～０．１０％の１種または２種以上
（ｂ）Ｂ：０．０００１％～０．０１％、Ｃｒ：０．０１％～２．０％、Ｎｉ：０．０１％～２．０％、Ｃｕ：０．０１％～２．０％、Ｍｏ：０．０１％～０．８％から選択される１種または２種以上
（ｃ）Ｃａ、Ｃｅ、Ｍｇ、および希土類金属（ＲＥＭ）からなる群から選択された少なくとも１種を、合計で０．０００１％～０．５％。
（スポット溶接継手の製造方法）
　以上説明したスポット溶接継手を形成するためのスポット溶接は次のように行われる。
　図２に、スポット溶接工程における通電パターンの例を示す。この通電パターンでは、まず、所定の加圧力Ｐ１を印加しながら一次電流Ｉ１で本通電してナゲットを形成する第１通電工程を行う。次に、第１通電工程までの加圧力よりも大きい加圧力Ｐ２を印加し、通電を完全に停止して冷却時間ｔｃの冷却工程を経た後、二次電流Ｉ２及び通電時間ｔ２で後通電して、ナゲット及びその周辺を軟化させる第２通電工程を行う。そして、第２通電工程の通電が終了した後、所定のホールド時間が経過した時点で溶接用の電極を鋼板から離間し、加圧力を解放する。Ｐ２－Ｐ１≧５０ｋｇｆ（４９０Ｎ）である。加圧力の差（Ｐ２－Ｐ１）の上限は特に定められないが、鋼板の凹み（インデンテーション）が顕著とならない範囲で設定される。
　その際、通電条件は次のような範囲とする。
　Ｉ２／Ｉ１：０．５～０．８
　ｔｃ：０．８×ｔｍｉｎ～２．５×ｔｍｉｎ
　ｔ２：０．７×ｔｍｉｎ～２．５×ｔｍｉｎ
　ここで、ｔｍｉｎは、板厚Ｈ（ｍｍ）に対して下記（１）式で表わされる。
　　　ｔｍｉｎ＝０．２×Ｈ２　　　　　　・・・（１）
　このような通電条件としたのは以下の理由による。
（Ｉ２／Ｉ１：０．５～０．８）
　後通電において溶接部を軟化し、－Ｌ～＋Ｌの範囲におけるビッカース硬さの平均値を４００以下とする硬さ分布を実現するためには、後通電時の電流Ｉ２を、本通電の電流Ｉ１に対し（０．５～０．８）Ｉ１の範囲とする必要がある。
　Ｉ２／Ｉ１が０．５未満では、後通電時の加熱温度が低く溶接部の軟化程度が不十分、または軟化する領域が－Ｌ～＋Ｌの範囲を満足しないため、耐遅れ破壊特性の向上効果が小さい。一方、Ｉ２／Ｉ１が０．８を超えると、本通電で形成されたナゲットや溶接熱影響部（ＨＡＺ）が再びオーステナイト単相域まで加熱され、その後の冷却過程で焼きが入り軟化が実現できないため、耐遅れ破壊特性は向上できない。
　Ｉ２／Ｉ１が０．８を超えても、ｔ２を極めて短時間とすれば、溶接部を軟化の起こる温度範囲とできる場合がある。しかし、鋼板間の隙間や電極と鋼板の接触状態が変動した場合に溶接部が適正な温度から外れ、軟化が実現できない場合がある。即ち、安定して軟化を達成するのが困難である。
　Ｉ２／Ｉ１は、好ましくは、０．５５～０．７５の範囲とすることが安定して、かつ十分な軟化を実現する上で望ましい。
　なお、Ｉ１は、目標とするナゲット径によって決定する。
（ｔｃ：０．８×ｔｍｉｎ～２．５×ｔｍｉｎ）
　後通電において溶接部を軟化し、必要な硬さ分布を実現するためには、本通電後の冷却時間ｔｃを、鋼板板厚Ｈに応じて、式（０．２×Ｈ２）で計算される０．８×ｔｍｉｎ以上、２．５×ｔｍｉｎ以下の範囲とする必要がある。
　ｔｃが０．８×ｔｍｉｎ未満では本通電後の冷却過程における温度低下が不十分であり、ナゲットやＨＡＺ内のマルテンサイト生成が少ないか、全く起こらない（すなわち、殆どあるいは全てオーステナイトのままで存在する）ため、後通電時の軟化（焼戻し）が実現できない場合がある。
　一方、ｔｃが２．５ｔｍｉｎを超えても生産性の低下を招くうえ、その後の後通電時間を極めて長くしないと焼戻しが不十分となり、遅れ破壊の防止ができない場合が生ずる。従って、ｔｃの範囲をｔｍｉｎの０．８～２．５倍と規定した。
　なお、スポット溶接する鋼板の板厚が異なる場合、Ｈは平均の板厚とする。
（ｔ２：０．７×ｔｍｉｎ～２．５×ｔｍｉｎ）
　後通電において溶接部を軟化し、必要な硬さ分布を実現するためには、冷却後の後通電の時間ｔ２を、０．７×ｔｍｉｎ以上、２．５×ｔｍｉｎ以下とする必要がある。
　ｔ２が０．７×ｔｍｉｎ未満では後通電時の温度上昇が不十分であり、ナゲットやＨＡＺ内のマルテンサイトが軟化（焼戻し）できない場合がある。一方、焼戻しによる軟化は保持時間よりも温度により強く依存するため、ｔｃが２．５ｔｍｉｎを超えても溶接部の温度分布は定常状態となり溶接部の硬さ分布は大きく変化しなくなり、さらに生産性の低下を招く。従って、ｔ２の範囲をｔｍｉｎの０．７～２．５倍と規定した。
　図４に、板厚とｔｍｉｎ、２．５×ｔｍｉｎとの関係を示す。板厚の範囲は、例えば自動車用鋼板の板厚の範囲に対応している。
　本発明は、以上説明したように構成されるものであるが、以下、実施例を用いて、本発明の実施可能性及び効果についてさらに説明する。
（実施例１）
　Ｃ：０．２２質量％、板厚：２ｍｍ、引張強さ：１５１０ＭＰａの冷延鋼板を準備し、その鋼板を重ね合わせ、表１に示すような条件にて、サーボガンタイプの溶接機を用い、スポット溶接を行って、ビッカース硬さ測定用のスポット溶接継手の試験片を作製した（ｎ数＝３０）。その際、本通電の条件は一定とした。また、加圧してから通電するまでのスクイズ時間と後通電後の加圧のホールド時間も一定とした。本通電工程までの加圧力は、４５０ｋｇｆ（４４１０Ｎ）とした。冷却工程以降の加圧力は、４５０ｋｇｆ（４４１０Ｎ）、５００ｋｇｆ（４９００Ｎ）、６５０ｋｇｆ（６３７０Ｎ）の３通りとした。
　なお、スポット溶接の前に予備実験を行っておき、この予備実験の結果に基づいて、スポット溶接の際の本通電の電流量を、ナゲット径が１枚の鋼板の板厚の平方根の４．５倍となる値（４．５√ｔ）に設定した。
　ナゲット内及び熱影響部におけるビッカース硬さは、上記作成した試験片を板幅中心で板厚方向に切断し、図３に示すようにその断面を接合界面に沿って５００μｍピッチで測定した。なお、ビッカース硬さの測定は、ＪＩＳ－Ｚ２２４４に基づき、荷重２００ｇｆ（１．９６１３３Ｎ）にて行った。
　また、塩酸浸漬試験は、前記冷延鋼板の両端部に板厚１．４ｍｍの鋼板を挿入して、中央の打点部に間隔が開くようにし、両端部を拘束した状態で中央部を前記と同様にスポット溶接して、溶接部に応力が付加される状態の試験片を作成し、その試験片を０．１５規定の塩酸中に１００時間浸漬した後の割れの有無を調べることにより行った。割れの有無は、スポット溶接して形成されたスポット溶接継手を、板表面に垂直でナゲットの中心を通る断面で切断し、この切断片からナゲットを含む試験片を切り出し、これを樹脂等に埋め込んで切断面を研磨し、研磨された切断面を光学顕微鏡で観察して行った。
　これらの測定結果及び評価結果を同じく表１に示す。なお、Ｌは、０．６ｍｍであった。
　表１に示すように、本発明例では、塩酸浸漬試験では割れの発生はなく、遅れ破壊性に優れたスポット溶接継手が得られた。
　これに対し、冷却工程以降の加圧力が本発明の条件を満たさない比較例では塩酸浸漬試験では割れの発生が認められ、耐遅れ破壊特性に優れたスポット溶接継手が得られなかった。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
（実施例２）
　Ｃ：０．２２質量％、板厚：２ｍｍ、引張強さ：１５１０ＭＰａの冷延鋼板を準備し、その鋼板を重ね合わせ、表２に示すような条件にて、実施例１と同様にスポット溶接を行って、ビッカース硬さの測定と塩酸浸漬試験を行った。なお、本通電工程までの加圧力は、４５０ｋｇｆ（４４１０Ｎ）とした。冷却工程以降の加圧力は、５５０ｋｇｆ（５３９０Ｎ）とした。
　これらの測定結果及び評価結果を同じく表２に示す。なお、Ｌは、０．８ｍｍであった。
　表２に示すように、本発明例では、塩酸浸漬試験では割れの発生はなく、遅れ破壊性に優れたスポット溶接継手が得られた。
　これに対し、後通電を実施しなかった比較例や、冷却時間や後通電時間が本発明の条件を満たさない比較例では塩酸浸漬試験では割れの発生が認められ、耐遅れ破壊特性に優れたスポット溶接継手が得られなかった。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
（実施例３）
　Ｃ：０．２１質量％、板厚：１．２ｍｍ、引張強さ：１４８６ＭＰａの冷延鋼板を準備し（ｎ数＝３）、その鋼板を重ね合わせ、表３に示すような条件にて、実施例１と同様にスポット溶接を行って、ビッカース硬さの測定と塩酸浸漬試験を行った。なお、本通電工程までの加圧力は、３５０ｋｇｆ（３４３０Ｎ）とした。冷却工程以降の加圧力は、４５０ｋｇｆ（４４１０Ｎ）とした。
　これらの測定結果及び評価結果を同じく表３に示す。なお、Ｌは、０．５ｍｍであった。
　表３に示すように、本実施例においても、本発明例では塩酸浸漬試験では割れの発生はなく、耐遅れ破壊特性に優れたスポット溶接継手が得られた。
　これに対し、後通電を実施しなかった比較例や、冷却時間や後通電の通電条件が本発明の条件を満たさない比較例では塩酸浸漬試験では割れの発生が認められ、耐遅れ破壊特性に優れたスポット溶接継手が得られなかった。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
　上記実施例の評価結果からもわかるように、スポット溶接において、第１通電工程までの電極の加圧力Ｐ１よりも、冷却工程以降における電極の加圧力Ｐ２を大きくすると、電極と鋼板の接触面積が増大し、鋼板からの抜熱効果が高まる。これにより、Ｍｓ点（マルテンサイトが出現する温度）まで温度が低下するまでの時間、つまり冷却工程に要する時間が短縮される。更に、焼戻しによる凝固偏析を低減させて硬さ低減のばらつきを抑制でき、遅れ破壊評価の結果のばらつきも抑制できる。これにより、遅れ破壊（水素脆化割れ）を安定して抑制することができる。
　冷却工程に要する時間が短縮されることで、スポット溶接に要する全体の時間を短縮できる。また、冷却工程で短縮された時間を第２通電工程に充てて、焼戻しの時間を長くして、硬さを安定して低下させることができる。スポット溶接部からの水素の放出も促進される。
　２０１３年４月１７日に出願された日本国特許出願２０１３－８６８３７号の開示は、その全体が参照により本明細書に取り込まれる。
　本明細書に記載された全ての文献、特許出願、及び技術規格は、個々の文献、特許出願、及び技術規格が参照により取り込まれることが具体的かつ個々に記された場合と同程度に、本明細書中に参照により取り込まれる。

Claims (2)

  1. 　炭素を０．１５質量％以上含み、引張強さが９８０ＭＰａ以上である高強度鋼板を重ね合わせスポット溶接する方法であって、スポット溶接工程を、ナゲットを形成する第１通電工程、第１通電工程に続いて無通電とする冷却工程、冷却工程に続いてナゲットを軟化させる第２通電工程の３工程に分けて行い、その際、第１通電工程の電流をＩ１、第２通電工程の電流をＩ２とするとき、Ｉ２／Ｉ１を０．５～０．８とし、さらに冷却工程の時間ｔｃ（ｓｅｃ）を、鋼板板厚Ｈ（ｍｍ）に応じて、次の（１）式で計算される０．８×ｔｍｉｎ以上、２．５×ｔｍｉｎ以下の範囲とし、また第２通電工程の通電時間ｔ２（ｓｅｃ）を、０．７×ｔｍｉｎ以上、２．５×ｔｍｉｎ以下の範囲とし、前記第１通電工程までの電極の加圧力よりも、前記冷却工程以降における電極の加圧力を大きくして溶接してスポット溶接継手を得るスポット溶接方法。
    　ｔｍｉｎ＝０．２×Ｈ２　　・・・（１）
  2. 　前記高強度鋼板は、めっき鋼板である請求項１に記載のスポット溶接方法。
PCT/JP2014/060848 2013-04-17 2014-04-16 スポット溶接方法 WO2014171495A1 (ja)

Priority Applications (11)

Application Number Priority Date Filing Date Title
ES14784656.2T ES2657122T3 (es) 2013-04-17 2014-04-16 Método de soldadura por puntos
CN201480021666.3A CN105142847B (zh) 2013-04-17 2014-04-16 点焊方法
MX2015014507A MX2015014507A (es) 2013-04-17 2014-04-16 Metodo de soldadura por puntos.
US14/785,187 US10099311B2 (en) 2013-04-17 2014-04-16 Spot welding method
EP14784656.2A EP2987581B1 (en) 2013-04-17 2014-04-16 Spot welding method
KR1020157031207A KR101725707B1 (ko) 2013-04-17 2014-04-16 스폿 용접 방법
RU2015148145A RU2633409C2 (ru) 2013-04-17 2014-04-16 Способ точечной контактной сварки
CA2909397A CA2909397C (en) 2013-04-17 2014-04-16 Spot welding method
JP2015512510A JP6107939B2 (ja) 2013-04-17 2014-04-16 スポット溶接方法
BR112015026225-2A BR112015026225B1 (pt) 2013-04-17 2014-04-16 Método de soldagem por pontos
ZA2015/08151A ZA201508151B (en) 2013-04-17 2015-11-04 Spot welding method

Applications Claiming Priority (2)

Application Number Priority Date Filing Date Title
JP2013086837 2013-04-17
JP2013-086837 2013-04-17

Publications (1)

Publication Number Publication Date
WO2014171495A1 true WO2014171495A1 (ja) 2014-10-23

Family

ID=51731432

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
PCT/JP2014/060848 WO2014171495A1 (ja) 2013-04-17 2014-04-16 スポット溶接方法

Country Status (14)

Country Link
US (1) US10099311B2 (ja)
EP (1) EP2987581B1 (ja)
JP (1) JP6107939B2 (ja)
KR (1) KR101725707B1 (ja)
CN (1) CN105142847B (ja)
BR (1) BR112015026225B1 (ja)
CA (1) CA2909397C (ja)
ES (1) ES2657122T3 (ja)
MX (1) MX2015014507A (ja)
MY (1) MY172299A (ja)
RU (1) RU2633409C2 (ja)
TW (1) TWI573647B (ja)
WO (1) WO2014171495A1 (ja)
ZA (1) ZA201508151B (ja)

Cited By (17)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US20150034609A1 (en) * 2013-07-30 2015-02-05 Shanghai Jiao Tong University Resistance welding with minimized weld expulsion
KR20160080120A (ko) * 2014-12-26 2016-07-07 주식회사 포스코 초고강도 강판의 스폿 용접 방법
CN107848062A (zh) * 2015-07-10 2018-03-27 杰富意钢铁株式会社 电阻点焊方法
WO2018203513A1 (ja) 2017-05-01 2018-11-08 株式会社神戸製鋼所 アーク溶接方法及び溶接ワイヤ
KR20190089192A (ko) 2016-12-26 2019-07-30 제이에프이 스틸 가부시키가이샤 저항 스폿 용접 방법
US20190240768A1 (en) * 2015-10-21 2019-08-08 Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation Method of resistance spot welding
WO2019156073A1 (ja) * 2018-02-09 2019-08-15 Ｊｆｅスチール株式会社 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
WO2020036198A1 (ja) * 2018-08-16 2020-02-20 Ｊｆｅスチール株式会社 抵抗スポット溶接部材及びその製造方法
JP2020069525A (ja) * 2018-11-02 2020-05-07 日本製鉄株式会社 抵抗スポット溶接継手の製造方法
WO2021059720A1 (ja) 2019-09-27 2021-04-01 Ｊｆｅスチール株式会社 抵抗スポット溶接方法、および抵抗スポット溶接継手の製造方法
JP2021074737A (ja) * 2019-11-07 2021-05-20 日本製鉄株式会社 抵抗スポット溶接継手の製造方法
KR20210141644A (ko) 2019-04-24 2021-11-23 제이에프이 스틸 가부시키가이샤 저항 스폿 용접 방법, 저항 스폿 용접 이음매의 제조 방법
CN113891773A (zh) * 2019-05-28 2022-01-04 杰富意钢铁株式会社 电阻点焊部和电阻点焊方法、以及电阻点焊接头和电阻点焊接头的制造方法
WO2023063098A1 (ja) * 2021-10-12 2023-04-20 Ｊｆｅスチール株式会社 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
WO2023153247A1 (ja) 2022-02-08 2023-08-17 Ｊｆｅスチール株式会社 抵抗スポット溶接継手および抵抗スポット溶接方法
JP7355280B1 (ja) * 2022-03-25 2023-10-03 Ｊｆｅスチール株式会社 抵抗スポット溶接継手およびその製造方法
WO2023234391A1 (ja) * 2022-06-01 2023-12-07 日本製鉄株式会社 スポット溶接継手、及びスポット溶接継手の製造方法

Families Citing this family (9)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
EP3278917B1 (en) * 2015-03-30 2020-12-16 Nippon Steel Corporation Method for spot welding of plated steel sheet
CN105618916B (zh) * 2016-03-21 2018-02-13 攀钢集团西昌钢钒有限公司 980MPa级别冷轧双相钢的焊接方法
US11845149B2 (en) * 2017-01-06 2023-12-19 Lyco Manufacturing, Inc. Power supply and method for dual process welding
KR102279421B1 (ko) * 2017-06-30 2021-07-20 아뻬랑 마르텐사이트계 스테인레스 강판의 스폿 용접 방법
US20230339037A1 (en) * 2020-03-05 2023-10-26 Jfe Steel Corporation Resistance spot welding method and method for manufacturing resistance spot welded joint
CN115210399B (zh) * 2020-03-13 2023-09-22 日铁不锈钢株式会社 包层钢板及其制造方法以及焊接结构物
CN111545887B (zh) * 2020-04-10 2022-04-15 吉利汽车研究院（宁波）有限公司 一种点焊焊接方法及点焊接头
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
EP4371687A1 (en) 2021-10-12 2024-05-22 JFE Steel Corporation Resistance spot welding joint and resistance spot welding method for same

Citations (6)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
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
JP2007268604A (ja) * 2006-03-31 2007-10-18 Jfe Steel Kk 抵抗スポット溶接方法
JP2010115706A (ja) 2008-10-16 2010-05-27 Jfe Steel Corp 高強度鋼板の抵抗スポット溶接方法
JP2012046816A (ja) * 2010-08-30 2012-03-08 Nakayama Steel Works Ltd 高強度高加工性熱延鋼板およびその製造方法
US20120225313A1 (en) * 2011-03-03 2012-09-06 GM Global Technology Operations LLC Composite manufacture
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

Family Cites Families (10)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
SU1459863A1 (ru) * 1987-08-25 1989-02-23 Предприятие П/Я В-2829 Способ контактной сварки закаливающихс сталей
JP3849539B2 (ja) * 2002-02-19 2006-11-22 Ｊｆｅスチール株式会社 高張力亜鉛系めっき鋼板のスポット溶接方法
RU2243071C2 (ru) * 2002-07-01 2004-12-27 Открытое акционерное общество "АВТОВАЗ" Способ контактной точечной сварки оцинкованных стальных листов
JP4825094B2 (ja) * 2006-09-27 2011-11-30 オリジン電気株式会社 高炭素鋼の抵抗溶接方法及び抵抗溶接装置
JP2008229720A (ja) 2007-02-22 2008-10-02 Kobe Steel Ltd 引張強度に優れた高張力鋼板スポット溶接継手、それを有する自動車部品、および高張力鋼板のスポット溶接方法
JP5210552B2 (ja) 2007-06-19 2013-06-12 株式会社神戸製鋼所 高強度スポット溶接継手
JP5293227B2 (ja) * 2009-01-30 2013-09-18 Ｊｆｅスチール株式会社 高強度薄鋼板の抵抗スポット溶接方法
CN101961814A (zh) * 2009-07-24 2011-02-02 宝山钢铁股份有限公司 一种热镀铝锌钢板的点焊方法
MX2012002346A (es) * 2009-08-31 2012-03-29 Nippon Steel Corp Union soldada por puntos y metodos de soldadura por puntos.
JP5653116B2 (ja) * 2010-08-03 2015-01-14 株式会社ダイヘン メッキ鋼板の抵抗溶接制御方法

Patent Citations (6)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
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
JP2007268604A (ja) * 2006-03-31 2007-10-18 Jfe Steel Kk 抵抗スポット溶接方法
JP2010115706A (ja) 2008-10-16 2010-05-27 Jfe Steel Corp 高強度鋼板の抵抗スポット溶接方法
JP2012046816A (ja) * 2010-08-30 2012-03-08 Nakayama Steel Works Ltd 高強度高加工性熱延鋼板およびその製造方法
US20120225313A1 (en) * 2011-03-03 2012-09-06 GM Global Technology Operations LLC Composite manufacture
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

Cited By (34)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US20150034609A1 (en) * 2013-07-30 2015-02-05 Shanghai Jiao Tong University Resistance welding with minimized weld expulsion
US9579744B2 (en) * 2013-07-30 2017-02-28 GM Global Technology Operations LLC Resistance welding with minimized weld expulsion
KR20160080120A (ko) * 2014-12-26 2016-07-07 주식회사 포스코 초고강도 강판의 스폿 용접 방법
KR101674772B1 (ko) * 2014-12-26 2016-11-10 주식회사 포스코 초고강도 강판의 스폿 용접 방법
CN107848062A (zh) * 2015-07-10 2018-03-27 杰富意钢铁株式会社 电阻点焊方法
CN107848062B (zh) * 2015-07-10 2021-03-09 杰富意钢铁株式会社 电阻点焊方法
US10933488B2 (en) * 2015-10-21 2021-03-02 Nippon Steel Corporation Method of resistance spot welding
US20190240768A1 (en) * 2015-10-21 2019-08-08 Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation Method of resistance spot welding
KR20190089192A (ko) 2016-12-26 2019-07-30 제이에프이 스틸 가부시키가이샤 저항 스폿 용접 방법
KR20190134703A (ko) 2017-05-01 2019-12-04 가부시키가이샤 고베 세이코쇼 아크 용접 방법 및 용접 와이어
WO2018203513A1 (ja) 2017-05-01 2018-11-08 株式会社神戸製鋼所 アーク溶接方法及び溶接ワイヤ
US11992892B2 (en) 2018-02-09 2024-05-28 Jfe Steel Corporation Resistance spot welding method and method for producing resistance spot welded joint
JPWO2019156073A1 (ja) * 2018-02-09 2020-02-27 Ｊｆｅスチール株式会社 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
EP3736076A4 (en) * 2018-02-09 2021-04-28 JFE Steel Corporation RESISTANCE SPOT WELDING PROCESS AND RESISTANCE SPOT WELDING PRODUCTION PROCESS
WO2019156073A1 (ja) * 2018-02-09 2019-08-15 Ｊｆｅスチール株式会社 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
KR20210033486A (ko) 2018-08-16 2021-03-26 제이에프이 스틸 가부시키가이샤 저항 스폿 용접 부재 및 그 제조 방법
JPWO2020036198A1 (ja) * 2018-08-16 2020-08-20 Ｊｆｅスチール株式会社 抵抗スポット溶接部材及びその製造方法
WO2020036198A1 (ja) * 2018-08-16 2020-02-20 Ｊｆｅスチール株式会社 抵抗スポット溶接部材及びその製造方法
JP2020069525A (ja) * 2018-11-02 2020-05-07 日本製鉄株式会社 抵抗スポット溶接継手の製造方法
JP7115223B2 (ja) 2018-11-02 2022-08-09 日本製鉄株式会社 抵抗スポット溶接継手の製造方法
KR20210141644A (ko) 2019-04-24 2021-11-23 제이에프이 스틸 가부시키가이샤 저항 스폿 용접 방법, 저항 스폿 용접 이음매의 제조 방법
CN113891773A (zh) * 2019-05-28 2022-01-04 杰富意钢铁株式会社 电阻点焊部和电阻点焊方法、以及电阻点焊接头和电阻点焊接头的制造方法
EP3978178A4 (en) * 2019-05-28 2022-08-03 JFE Steel Corporation RESISTANCE SPOT WELDING UNIT AND RESISTANCE SPOT WELDING PROCESS AND RESISTANCE SPOT WELDING JOINT AND PROCESS FOR MAKING A RESISTANCE SPOT WELDING JOINT
CN113891773B (zh) * 2019-05-28 2022-11-08 杰富意钢铁株式会社 电阻点焊部和电阻点焊方法、以及电阻点焊接头和电阻点焊接头的制造方法
KR20220047647A (ko) 2019-09-27 2022-04-18 제이에프이 스틸 가부시키가이샤 저항 스폿 용접 방법, 및 저항 스폿 용접 이음매의 제조 방법
WO2021059720A1 (ja) 2019-09-27 2021-04-01 Ｊｆｅスチール株式会社 抵抗スポット溶接方法、および抵抗スポット溶接継手の製造方法
JP7368716B2 (ja) 2019-11-07 2023-10-25 日本製鉄株式会社 抵抗スポット溶接継手の製造方法
JP2021074737A (ja) * 2019-11-07 2021-05-20 日本製鉄株式会社 抵抗スポット溶接継手の製造方法
JP7332065B1 (ja) * 2021-10-12 2023-08-23 Ｊｆｅスチール株式会社 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
WO2023063098A1 (ja) * 2021-10-12 2023-04-20 Ｊｆｅスチール株式会社 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
WO2023153247A1 (ja) 2022-02-08 2023-08-17 Ｊｆｅスチール株式会社 抵抗スポット溶接継手および抵抗スポット溶接方法
KR20240123387A (ko) 2022-02-08 2024-08-13 제이에프이 스틸 가부시키가이샤 저항 스폿 용접 이음매 및 저항 스폿 용접 방법
JP7355280B1 (ja) * 2022-03-25 2023-10-03 Ｊｆｅスチール株式会社 抵抗スポット溶接継手およびその製造方法
WO2023234391A1 (ja) * 2022-06-01 2023-12-07 日本製鉄株式会社 スポット溶接継手、及びスポット溶接継手の製造方法

Also Published As

Publication number Publication date
EP2987581A4 (en) 2016-12-07
ZA201508151B (en) 2018-05-30
CN105142847A (zh) 2015-12-09
US10099311B2 (en) 2018-10-16
RU2633409C2 (ru) 2017-10-12
BR112015026225A2 (pt) 2017-07-25
EP2987581A1 (en) 2016-02-24
ES2657122T3 (es) 2018-03-01
US20160067814A1 (en) 2016-03-10
TW201501847A (zh) 2015-01-16
BR112015026225B1 (pt) 2020-03-03
RU2015148145A (ru) 2017-05-22
EP2987581B1 (en) 2017-11-22
KR20150137104A (ko) 2015-12-08
CN105142847B (zh) 2018-03-30
TWI573647B (zh) 2017-03-11
CA2909397A1 (en) 2014-10-23
MY172299A (en) 2019-11-20
MX2015014507A (es) 2016-02-26
JPWO2014171495A1 (ja) 2017-02-23
CA2909397C (en) 2017-07-25
KR101725707B1 (ko) 2017-04-10
JP6107939B2 (ja) 2017-04-05

Similar Documents

Publication Publication Date Title
JP6107939B2 (ja) スポット溶接方法
JP6558443B2 (ja) 抵抗スポット溶接方法
KR102650264B1 (ko) 저항 스폿 용접 방법 및 저항 스폿 용접 이음매의 제조 방법
RU2675889C2 (ru) Способ производства паяного соединения и паяное соединение
KR102206929B1 (ko) 코팅된 강 시트의 제조 방법
WO2013161937A1 (ja) スポット溶接継手
JP6036438B2 (ja) 高強度抵抗溶接継手およびその製造方法
JP2010149187A (ja) 抵抗スポット溶接方法
JP7115223B2 (ja) 抵抗スポット溶接継手の製造方法
WO2019156073A1 (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
JP6908132B2 (ja) 抵抗スポット溶接部材及びその製造方法
CN114007796B (zh) 点焊接头以及点焊接头的制造方法
EP3862124A1 (en) Joint structure and method for manufacturing joint structure
JP5008172B2 (ja) 抵抗溶接用高張力鋼板及びその接合方法
JP2007308743A (ja) 抵抗溶接用高張力鋼板及びその接合方法
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
WO2023182266A1 (ja) プロジェクション溶接継手の製造方法、プロジェクション溶接継手、及び自動車部品
CN117897251A (zh) 电阻点焊接头及其电阻点焊方法

Legal Events

Date Code Title Description
WWE Wipo information: entry into national phase

Ref document number: 201480021666.3

Country of ref document: CN

121 Ep: the epo has been informed by wipo that ep was designated in this application

Ref document number: 14784656

Country of ref document: EP

Kind code of ref document: A1

ENP Entry into the national phase

Ref document number: 2909397

Country of ref document: CA

ENP Entry into the national phase

Ref document number: 2015512510

Country of ref document: JP

Kind code of ref document: A

WWE Wipo information: entry into national phase

Ref document number: MX/A/2015/014507

Country of ref document: MX

WWE Wipo information: entry into national phase

Ref document number: 14785187

Country of ref document: US

NENP Non-entry into the national phase

Ref country code: DE

ENP Entry into the national phase

Ref document number: 20157031207

Country of ref document: KR

Kind code of ref document: A

REEP Request for entry into the european phase

Ref document number: 2014784656

Country of ref document: EP

WWE Wipo information: entry into national phase

Ref document number: IDP00201507263

Country of ref document: ID

Ref document number: 2014784656

Country of ref document: EP

ENP Entry into the national phase

Ref document number: 2015148145

Country of ref document: RU

Kind code of ref document: A

REG Reference to national code

Ref country code: BR

Ref legal event code: B01A

Ref document number: 112015026225

Country of ref document: BR

ENP Entry into the national phase

Ref document number: 112015026225

Country of ref document: BR

Kind code of ref document: A2

Effective date: 20151015