WO2024063012A1 - 溶接部材およびその製造方法 - Google Patents

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WO2024063012A1
WO2024063012A1 PCT/JP2023/033593 JP2023033593W WO2024063012A1 WO 2024063012 A1 WO2024063012 A1 WO 2024063012A1 JP 2023033593 W JP2023033593 W JP 2023033593W WO 2024063012 A1 WO2024063012 A1 WO 2024063012A1
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welding
plate
welded
region
thickness
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PCT/JP2023/033593
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English (en)
French (fr)
Inventor
友美 金澤
央海 澤西
克利 ▲高▼島
俊佑 山本
克弥 星野
武志 西山
広志 松田
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Ｊｆｅスチール株式会社
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    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K11/00—Resistance welding; Severing by resistance heating
    • B23K11/10—Spot welding; Stitch welding
    • B23K11/11—Spot welding
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K11/00—Resistance welding; Severing by resistance heating
    • B23K11/16—Resistance welding; Severing by resistance heating taking account of the properties of the material to be welded

Definitions

  • the present invention relates to a welded member obtained by resistance spot welding steel plates, and particularly to a welded member having a resistance spot welded portion suitable for use as a member of structural parts such as automobiles, and a method for manufacturing the same.
  • a resistance spot welding method which is a type of lap resistance welding method, is used to join stacked steel plates together.
  • This welding method involves sandwiching two or more stacked steel plates between a pair of welding electrodes from above and below, applying pressure with the welding electrodes, and applying a high welding current between the upper and lower electrodes for a short period of time to join them. It is.
  • FIG. 1 shows an example in which two superimposed steel plates 1a and 1b are sandwiched between welding electrodes 4 and 5 and resistance spot welded. According to this method, point-shaped welded portions 6 are obtained by utilizing resistance heat generation generated by flowing a high welding current.
  • This dot-like welded part 6 is called a nugget, and is a part where both steel plates 1a and 1b melt and solidify at the contact point of the steel plates when an electric current is applied to the stacked steel plates, and this causes the steel plates to become dots. It is joined in a shape. In order to ensure collision safety, it is required to improve the strength of steel plates and the strength of welded parts.
  • surface-treated steel sheets refer to galvanized galvanizing, such as electrogalvanizing, hot-dip galvanizing (including alloyed hot-dip galvanizing), and zinc alloy plating containing elements such as aluminum and magnesium in addition to zinc.
  • galvanized galvanizing such as electrogalvanizing, hot-dip galvanizing (including alloyed hot-dip galvanizing), and zinc alloy plating containing elements such as aluminum and magnesium in addition to zinc.
  • a steel plate that has a metal plating layer such as on the surface of the base material (base steel plate). Since the melting point of zinc plating and zinc alloy plating is lower than that of the base material of the surface-treated steel sheet, there are the following problems.
  • LME cracking occurs when the low-melting point metal plating layer on the surface of the steel plate melts during welding, and when tensile stress due to the pressure of the electrode or the thermal expansion and contraction of the steel plate is applied to the weld. It is thought that this cracking is caused by so-called liquid metal embrittlement, in which a low melting point metal invades the grain boundaries of the base material of the surface-treated steel sheet, lowering the grain boundary strength and causing cracking (hereinafter referred to as "LME cracking"). ). As shown in FIG. 7, LME cracks occur at various locations, such as on the surfaces of the steel plates 1a and 1b that are in contact with the welding electrodes 4 and 5, and on the surfaces of the steel plates 1a and 1b that are in contact with each other.
  • Patent Document 1 the composition of the steel plate that is a plate assembly is set within a specific range, specifically, in weight%, C: 0.003 to 0.01%, Mn: 0.05 to 0.5%, P : 0.02% or less, sol. Al: 0.1% or less, Ti: 48 x (N/14) to 48 x ⁇ (N/14) + (S/32) ⁇ %, Nb: 93 x (C/12) to 0.1%, It has been proposed to have a composition consisting of B: 0.0005 to 0.003%, N: 0.01% or less, Ni: 0.05% or less, and the balance: Fe and unavoidable impurities.
  • Patent Document 2 discloses that in resistance spot welding of high-strength plated steel sheets, the welding energization time and the holding time after welding energization are set so as to satisfy the following conditional expressions (A) and (B).
  • a spot welding method for high-strength plated steel sheets has been proposed. 0.25 ⁇ (10 ⁇ t+2)/50 ⁇ WT ⁇ 0.50 ⁇ (10 ⁇ t+2)/50...(A) 300-500 ⁇ t+250 ⁇ t 2 ⁇ HT...(B)
  • t plate thickness (mm)
  • WT welding energization time (ms)
  • HT holding time after welding energization (ms).
  • Patent Document 2 the energization time and the holding time of the electrode after energization are appropriately set according to the thickness of the steel sheet, and a high-tensile galvanized steel sheet is used in which the amount of alloy elements in the steel sheet is below a certain level. , it has also been proposed to perform welding.
  • the energization pattern is multistage energization of three or more stages, and welding conditions such as energization time and welding current are adjusted so that the appropriate current range ( ⁇ I) is 1.0 kA or more, preferably 2.0 kA or more.
  • a method has been proposed in which cooling time is provided between each stage.
  • the above-mentioned appropriate current range is a current range in which a nugget having a desired nugget diameter or more and a melted residual thickness of 0.05 mm or more can be stably formed.
  • Patent Document 1 since it is necessary to limit the amount of alloying elements in the steel plate, there are problems such as the use of a steel plate that satisfies the required performance is restricted. In particular, the application of the technique of Patent Document 1 is extremely limited under the current situation in which steel sheets are becoming more highly alloyed as their strength increases.
  • Patent Document 2 only proposes a method for suppressing cracking when an excessive welding current that causes expulsion is set, and does not mention cracking in a state where expulsion does not occur.
  • Patent Document 3 has the problem that a large number of man-hours are required to optimize welding conditions, and it cannot be applied to steel plates and plate assemblies where it is difficult to secure an appropriate current range.
  • Patent Documents 2 and 3 do not consider the influence of the striking angle of the electrodes, so they may be insufficient as a countermeasure when considering the work performed during automobile assembly.
  • Patent Documents 1 to 3 To summarize the common issues of Patent Documents 1 to 3, including the viewpoint of joint strength, no technology has been proposed that prevents LME cracking while ensuring the strength of resistance spot welds of high-strength steel plates.
  • the present invention has been made in view of the above-mentioned circumstances, and provides a welded member having a resistance spot welded portion that can both secure the strength of the welded portion of a high-strength steel plate and suppress LME cracking, and its manufacture.
  • the purpose is to provide a method.
  • LME cracking The effect of the present invention on cracking that occurs during welding (that is, LME cracking) cannot be explained simply because it is complicatedly influenced by various factors, but LME cracking in resistance spot welds is caused by construction disturbances during welding, etc. This tends to occur when excessive tensile residual stress is generated in the resistance spot weld.
  • LME cracking occurs in areas where local tensile stress is large. It is known to occur easily.
  • t all and t weld satisfy formula (1)
  • At least one of the two or more steel plates is a Si-containing galvanized steel plate containing 0.5 to 3.0% by mass of Si,
  • a region where the Zn concentration is 5.0% by mass or less and the Si concentration is less than 0.5% by mass is defined as region A, and the thickness of the region A in the plate thickness direction in the base material part
  • the welding member is a welding member in which the region A is formed under the galvanized layer, and d a satisfies formula (2), where d a ( ⁇ m) is expressed as d a ( ⁇ m).
  • the method for manufacturing a welded member according to any one of [1] to [5], A preparation step of stacking two or more steel plates to form a plate assembly, and a welding process of resistance spot welding the plate assembly,
  • the welding process includes: When joining the plate assembly by sandwiching it between a pair of welding electrodes and applying current while applying pressure, For at least one welding point, one or more of the conditions (a) to (e) are satisfied immediately before applying pressure with the welding electrode, and an energization step in which the energization is performed at a pressure of 2.0 to 10.0 kN, a welding current of 4.0 to 15.0 kA, and a energization time of 0.1 to 2.0 S;
  • a method for manufacturing a welded member comprising: an electrode holding step in which Th satisfies the relationships of equations (5) and (6), where Th(S) is the pressing force holding time after the end of energization.
  • LME cracking can be prevented while preventing a decrease in the strength of the resistance spot weld due to softening near the surface of the base material due to the thickness of the solid solution Si-depleted layer. It is possible to provide a welded member and a method for manufacturing the same in which no such occurrence occurs.
  • FIG. 1 is a sectional view schematically showing an example of resistance spot welding of the present invention.
  • FIG. 2 is a cross-sectional view in the thickness direction for explaining an example of a Si-containing galvanized steel sheet used in the present invention.
  • FIG. 3 is a cross-sectional view schematically showing a resistance spot weld and its surroundings in a welding member according to an embodiment of the present invention.
  • FIG. 4 is a top view illustrating the shortest distance from the center of the welding point to the end surface of the steel plate in the welding member of the present invention.
  • FIG. 5 is a top view illustrating the distance between the centers of welding points in the welding member of the present invention.
  • FIG. 6 is a cross-sectional view illustrating an example of a tensile test for a three-plate assembly in an example of the present invention.
  • FIG. 7 is a cross-sectional view schematically showing an example of occurrence of cracks during conventional resistance spot welding.
  • FIG. 1 shows an example of resistance spot welding of two steel plates.
  • FIG. 2 is a cross-sectional view in the thickness direction showing an example of a Si-containing galvanized steel sheet used in the present invention.
  • FIG. 3 is a cross-sectional view in the plate thickness direction showing an example of the welded member of the present invention, and is an enlarged cross-sectional view of a resistance spot weld and a part thereof in the welded member. The locations shown in this enlarged sectional view are the areas surrounded by square frames in FIG. 3.
  • the present invention is a welded member having a resistance spot welded part (hereinafter sometimes referred to as a "welded part") in which a set of two or more steel plates stacked together is resistance spot welded.
  • the Si-containing galvanized steel sheet 2 of the present invention is a galvanized steel sheet using a Si-containing steel sheet 2c having a region A as a base material.
  • the Si-containing galvanized steel sheet 2 has a galvanized layer 2a formed on at least one surface (at least one base material surface) and a region A2b formed below the galvanized layer 2a. That is, the region A2b is formed in the surface layer of the Si-containing steel plate (base material) 2c. Note that a detailed explanation of the Si-containing galvanized steel sheet will be described later and will therefore be omitted here.
  • the number of steel plates used in the present invention is not particularly limited as long as it is two or more. It is preferably three or more. There is no particular upper limit on the number of steel plates, but it is preferably five or less.
  • the example shown in FIG. 3 is a welding member 10 in which two overlapping steel plates are resistance spot welded.
  • the steel plate (lower plate) 2 disposed on the lower side is a Si-containing galvanized steel plate, and the steel plate (upper plate) 1a disposed on the upper side is, for example, a cold-rolled steel plate.
  • a welded portion 6, which will be described below, is formed on the steel plate mating surface 7 where the steel plates 1a and 2 are in contact.
  • the welded portion 6 of the present invention in which the thickness of the solid solution Si-depleted layer in the weld heat affected zone is controlled within a certain range is formed only on the lower plate 2 side.
  • the welded portion 6 of the present invention is formed on both the upper plate side and the lower plate side with respect to the steel plate mating surface 7. It is formed.
  • All or at least one of the steel plates (intermediate plates) disposed in the steel plate is a Si-containing galvanized steel plate.
  • the welded portion of the present invention is formed to include the mating surfaces of the steel plates between the respective plates.
  • the welded portion of the present invention is formed to include two steel plate mating surfaces where the lower plate and the middle plate are in contact with each other, and the middle plate and the upper plate.
  • the welded part 6 of the present invention has a total plate thickness (t all ) and the minimum thickness of the weld ( tweld ) satisfy the following formula (1).
  • a region in the Si-containing galvanized steel sheet 2 where the Zn concentration is 5.0% by mass or less and the Si concentration is less than 0.5% by mass is defined as region A,
  • region A is formed under the galvanized layer 2a, and the thickness of region A in the base material portion (d a ) satisfies the following equation (2).
  • the thickness of the welded part will be reduced. As a result, the tensile residual stress generated in the weld becomes excessive and LME cracking is likely to occur. Along with this, joint strength is reduced. Note that during welding, the thickness of the plate assembly is reduced due to the pressure applied by the pair of welding electrodes and the influence of heat, so the upper limit of t weld /t all is less than 1.0.
  • the lower limit of formula (1) is preferably 0.55 or more.
  • the upper limit of formula (1) is preferably 0.95 or less.
  • minimum thickness of the welded portion ( tweld ) refers to the minimum thickness (mm) in the plate thickness direction within the widthwise region of the nugget 6a, as shown in FIG. Note that this minimum thickness ( tweld ) can be measured by the method described in Examples described later.
  • the region A2b is a lower layer of the galvanized layer 2a and is formed on the surface layer of the Si-containing steel plate 2c.
  • Zn diffuses into the steel plates in contact with each other due to the heat generated during welding.
  • the region A functions as a barrier layer that suppresses Zn from penetrating into the Si-containing steel sheet.
  • the region A also functions as a solid solution Si-depleted layer. Such a function makes it possible to suppress LME cracking in the welded portion.
  • the above-mentioned "solid solution Si-deficient layer” means a layer in which the amount of Si dissolved in solid solution in the steel is smaller than the amount of Si in the base material, that is, it is a deficient layer.
  • d a is set to exceed 2 ⁇ m.
  • region A on the surface layer of a Si-containing steel sheet having a galvanized layer
  • a method is needed to do so. Therefore, if the thickness of region A is too large, there is a concern that the surface layer of the steel plate in the weld heat affected zone will be significantly softened. In particular, excessive softening of the mating surfaces of the steel plates reduces the strength of the welded part, so d a is set to less than 10 ⁇ m.
  • the lower limit of formula (2) is preferably 3 ⁇ m or more, more preferably 3.0 ⁇ m or more.
  • the upper limit of formula (2) is preferably 8 ⁇ m or less, more preferably 8.0 ⁇ m or less, and even more preferably 6.0 ⁇ m or less.
  • the present invention preferably satisfies the following condition:
  • the Si-containing galvanized steel sheet 2 has a region A in the surface layer of the steel sheets on the steel sheet mating surface 7 side of the stacked steel sheets.
  • this thickness (d wa ( ⁇ m)) satisfies the following equation (3). 0 ⁇ dwa ⁇ 8...(3)
  • the thickness (d wa ) in the plate thickness direction of region A in the corona bond region satisfies formula (3), even in the weld heat affected zone where LME cracking occurs, the region containing Zn at more than 5% by mass can be , and regions containing 0.5% by mass or more of Si do not come into contact with each other, making it difficult for LME cracks to occur. If the lower limit of equation (3) is not satisfied (that is, when d wa is 0 ⁇ m), the regions with high Zn and Si concentrations will come into contact with each other, promoting LME cracking, so d wa will exceed 0 ⁇ m. Satisfying the requirements is effective in suppressing LME cracking. When the above-mentioned thickness (d wa ) is more preferably more than 1 ⁇ m, and even more preferably more than 2 ⁇ m, the above-mentioned effects can be obtained even more effectively.
  • the above thickness (d wa ) is preferably less than 8 ⁇ m.
  • Si-containing galvanized steel sheet In the present invention, as described above, two or more steel plates, including at least one Si-containing plated steel plate, are stacked together to form a plate assembly. With reference to FIG. 2, the Si-containing galvanized steel sheet of the present invention will be described.
  • the Si-containing galvanized steel sheet is a galvanized steel sheet whose base material is a Si-containing steel sheet 2c having a region A2b on the surface layer.
  • Region A is a region where the Zn concentration is 5.0% by mass or less and the Si concentration is less than 0.5% by mass.
  • the Si-containing galvanized steel sheet 2 can be manufactured, for example, by the following method.
  • a cold-rolled steel sheet containing 0.5% by mass or more and 3.0% by mass or less of Si is manufactured.
  • a cold-rolled steel sheet is produced by hot-rolling a steel slab having the above-mentioned composition to obtain a hot-rolled sheet, then pickling the hot-rolled sheet, and then cold-rolling the hot-rolled sheet. It is manufactured by rolling steel sheets into cold-rolled steel sheets.
  • the cold-rolled steel sheet is subjected to an annealing process in a reducing atmosphere and then galvanized to obtain a Si-containing steel sheet (Si-containing galvanized steel sheet) having a galvanized layer.
  • the Si-containing galvanized steel sheet of the present invention may have an Fe-based plating layer as region A. Alternatively, it may have an Si internal oxidation layer as region A.
  • the method for forming region A in the Si-containing galvanized steel sheet is not particularly limited.
  • Fe-based pre-plating layer for example, there is a method of forming an Fe-based pre-plating layer.
  • the above-mentioned Si-containing galvanized steel sheet preferably has an Fe-based plating layer with an adhesion amount of more than 20.0 g/m 2 on one side below the galvanized layer. That is, the Fe-based plating layer is included in the surface layer below the galvanized layer and in the region A.
  • the pre-plated layer is preferably an Fe-based electroplated layer.
  • Fe-based electroplating layers include Fe-B alloy, Fe-C alloy, Fe-P alloy, Fe-N alloy, Fe-O alloy, Fe-Ni alloy, Fe-Mn alloy, Fe- An alloy plating layer such as Mo alloy or Fe-W alloy can be used.
  • the composition of the Fe-based electroplated layer is not particularly limited, but in the present invention, a group consisting of B, C, P, N, O, Ni, Mn, Mo, Zn, W, Pb, Sn, Cr, V, and Co is used.
  • the composition contains one or more elements selected from the following in a total amount of 10% by mass or less, with the remainder consisting of Fe and unavoidable impurities.
  • the amount of the Fe-based electroplated layer deposited on one side is preferably 20.0 g/m 2 or more.
  • the amount of adhesion is more preferably 25.0 g/m 2 or more, still more preferably 30.0 g/m 2 or more, even more preferably 35.0 g/m 2 or more.
  • the thickness of the Fe-based electroplated layer is measured as follows. A 10 ⁇ 15 mm sample is taken from an alloyed high-strength hot-dip galvanized steel sheet after hot-dip galvanizing and embedded in resin to form a cross-sectional embedded sample. Three arbitrary points on the same cross section were observed using a scanning electron microscope (SEM) at an accelerating voltage of 15 kV and a magnification of 2,000 to 10,000 times depending on the thickness of the Fe-based electroplated layer. By multiplying the average thickness by the specific gravity of iron, it is converted into the amount of Fe-based electroplating layer deposited on one side.
  • SEM scanning electron microscope
  • Fe-based electroplating treatment it is preferable to perform Fe-based electroplating treatment on the surface of a high-strength pre-annealed cold-rolled steel sheet to obtain a pre-annealed Fe-based electroplated steel sheet.
  • the Fe-based electroplating method is not particularly limited.
  • a sulfuric acid bath, a hydrochloric acid bath, or a mixture of both can be used as the Fe-based electroplating bath.
  • a sulfuric acid bath a hydrochloric acid bath, or a mixture of both can be used.
  • the Fe ion content in the Fe-based electroplating bath before the start of current application is preferably 1.0 mol/L or more as Fe 2+ . If the Fe ion content in the Fe-based electroplating bath is 1.0 mol/L or more as Fe 2+ , a sufficient amount of Fe deposition can be obtained.
  • Internal oxidation layer In addition to the above-mentioned pre-plating layer, as a method for forming the region A on the surface layer of the steel sheet, there is a method of forming an Si internal oxidation layer on the surface layer of the steel sheet. For example, in the process of manufacturing a Si-containing steel plate, by increasing the dew point during annealing, an internal oxidation layer of Si is formed on the surface layer of the steel plate.
  • inter Si oxide layer specifically refers to the region where Si oxide is formed within the crystal grains and/or part of the crystal grain boundaries.
  • the lower limit of the thickness of the Si internal oxidation layer in the plate thickness direction is preferably 2.0 ⁇ m or more. Since the amount of solid solution Si in the steel in the Si internal oxidation layer is less than 0.5% by mass, this allows the thickness of region A to be 2.0 ⁇ m or more. On the other hand, in order to make the thickness of the Si internal oxidation layer 6.0 ⁇ m or more, it is necessary to excessively raise the dew point during annealing, and there is a fear of corrosion in the annealing furnace. Therefore, the upper limit of the thickness in the plate thickness direction is preferably less than 6.0 ⁇ m.
  • the above thickness of the Si internal oxide layer is measured as follows. First, a sample with a size of 10 x 15 mm is taken from an alloyed high-strength galvanized steel sheet after hot-dip galvanizing and embedded in resin to form a cross-sectional embedded sample. Three arbitrary locations on the same cross section are observed using a scanning electron microscope (SEM) at an acceleration voltage of 10 kV and a magnification of 3000 times. The thickness of the Si internal oxidation layer in the thickness direction is measured from each photograph of the three observed locations, and the average value of the three measured locations is taken as the thickness of the Si internal oxidation layer in the thickness direction.
  • SEM scanning electron microscope
  • the Si-containing galvanized steel sheet is preferably a hot-dip galvanized steel sheet (GI steel sheet) having a hot-dip galvanized layer from the viewpoint of manufacturability.
  • the Si-containing galvanized steel sheet is preferably an alloyed hot-dip galvanized steel sheet (GA steel sheet) having an alloyed hot-dip galvanized layer.
  • FIGS. 4 and 5 are top views (views of the welded member viewed from above) showing the vicinity of the welded part of the welded member.
  • the welded member 10 of the present invention has an average value of the shortest distance (H 1 ) from the center of the welding point of the welding part to the end face of the steel plate of 3 mm or more, and has a plurality of welding points. In such a case, it is preferable that the average distance (H 2 ) between the centers of adjacent welding points is 6 mm or more.
  • the welded member of the present invention includes a case where the number of welding points is only one. In this case, among the above-mentioned welding point conditions, it is sufficient to satisfy that "the average value of the shortest distance (H 1 ) from the center of the welding point of the welding part to the end face of the steel plate is 3 mm or more.”
  • the "average value of the shortest distance (H 1 ) from the center of the welding point to the end face of the steel plate” means that the end face of the steel plate closest to the center of the welding point 8 is set as shown in Fig. 4, and that distance is calculated for each welding point. Determine by measuring. If the number of welding points in the welding member is 5 or more, the average value of the five appropriately selected points is taken as the "average value of the shortest distance.” If the number of welding points in the welding member is less than 5, all Let the average value of the hitting points be the "average value of the shortest distance.”
  • the average value (H 1 ) of this shortest distance is less than 3 mm, the pressure between the plates around the nugget on the edge side of the steel plate will be insufficient, and molten metal will easily scatter from between the plates to the edge side of the steel plate. Become. As a result, the occurrence of expulsion during welding becomes noticeable, and the nugget diameter becomes more likely to vary, making the strength of the welded part unstable. There is no upper limit to the average value of this shortest distance.
  • the average value (H 1 ) of the shortest distance is preferably 1000 mm or less.
  • the average value (H 1 ) of this shortest distance is more preferably 30.0 mm or less, and even more preferably 20.0 mm or less.
  • the "average distance (H 2 ) between the centers of adjacent welding points" is determined by measuring the distance between the centers of each adjacent welding point 8, as shown in FIG. If the average distance (H 2 ) between the centers of welding points is less than 6 mm, a shunt will occur during welding to the previously welded point and the current density in the weld will decrease, reducing the nugget diameter and reducing the strength of the weld. tends to decline. Furthermore, the welded portion is restrained by the already welded points, and tensile residual stress increases, making LME cracking more likely to occur. There is no upper limit to the average distance between the centers of the dots.
  • the average distance (H 2 ) between the centers of the dots is preferably 100 mm or less.
  • the average distance (H 2 ) between the centers of the dots is more preferably 60.0 mm or less, and even more preferably 40.0 mm or less.
  • the welded member of the present invention is manufactured through a manufacturing process that includes a preparation process of stacking two or more steel plates to form a plate assembly, and a welding process of resistance spot welding the plate assembly.
  • ⁇ Preparation process> two or more steel sheets are stacked together to form a sheet assembly. At least one of the two or more steel sheets is a Si-containing galvanized steel sheet having the above-mentioned region A.
  • Fig. 1 two steel sheets 1a and 1b are stacked together to form a sheet assembly. Note that the steel sheets used for the sheet assembly have been described above, so their description will be omitted.
  • a welding process is performed.
  • the welding process includes an energization process and an electrode holding process, which will be described later.
  • the plate sets prepared in the preparation process are joined.
  • the plate assembly is held between a pair of welding electrodes 4 and 5 arranged on the lower and upper sides of the plate assembly, and a predetermined position is applied while applying pressure with the pair of welding electrodes 4 and 5. Electricity is applied under control so that the welding conditions are met.
  • the steel plates can be joined together by forming the above-described welded portion 6 of the present invention between the steel plates serving as the steel plate mating surfaces 7 of the steel plates 1a and 1b (see FIG. 3).
  • the surface side having the region A (that is, the surface side having the galvanized layer) is the steel sheet. Lay them together so that the mating surfaces are the same. Naturally, there is no problem even if the surface of the Si-containing galvanized steel sheet in contact with the welding electrode has region A and a galvanized layer.
  • a welding device that can be used in the resistance spot welding method of the present invention
  • a welding device that is equipped with a pair of upper and lower welding electrodes and can arbitrarily control the pressing force and welding current during welding
  • the pressurizing mechanism air cylinder, servo motor, etc.
  • type stationary type, robot gun, etc.
  • electrode shape, etc. of the welding device are not particularly limited.
  • Examples of the format of the electrode tip include DR type (dome radius type), R diameter (radius type), D type (dome type), etc. described in JIS C 9304:1999. Further, the tip diameter of the electrode is, for example, 4 mm to 16 mm.
  • the welding current in the energization process is less than 4.0 kA, heat input is insufficient and the nugget diameter cannot be secured. On the other hand, when the welding current exceeds 15.0 kA, the heat input is excessive and expulsion is likely to occur, so that LME cracking is likely to occur.
  • the welding current is preferably 5.0 kA or more, and preferably 12.0 kA or less.
  • the energization time in the energization process is less than 0.1 S, the diffusion of alloying elements in the weld heat affected zone will be insufficient, and the hardness of the softened layer in the weld heat affected zone may hardly change from the hardness of the base metal. Therefore, the surface layer of the steel plate in the heat-affected zone becomes noticeably softened, resulting in a decrease in TSS.
  • the energization time exceeds 2.0 seconds, the takt time of the automobile assembly process becomes long and productivity decreases.
  • the current application time is preferably 0.12S or more, and preferably 1.5S or less.
  • Resistance spot welding may be performed in a specific pattern with multiple stages of pressure and current, or with a combination of energized and non-energized states. For example, if the pressure during energization is multi-staged, the minimum pressure during energization is 2.0 kN or more, and the maximum pressure is 10.0 kN or less. If the current during energization is multi-staged, the minimum current during energization excluding periods of non-energization is 4.0 kA or more, and the maximum current is 15.0 kA or less. The total energization time excluding periods of non-energization is 0.1 S or more, and 2.0 S or less.
  • (a) A state in which the angle of attack between the welding electrode and the superimposed steel plate is 0.2 degrees or more.
  • the angle of attack is the angle at which the electrode is inclined with respect to the steel plate, i.e., the angle between the electrode pressing force direction and the steel plate thickness direction.
  • "The angle formed by" When the striking angle is large, bending stress is applied to the welded part, and large compressive plastic deformation occurs locally, resulting in an increase in tensile stress after the electrode is released. The effects of the present invention can be effectively obtained when the hitting angle is 0.2 degrees or more. If the striking angle is too large, nugget formation becomes unstable and may cause scattering, so it is preferable that the striking angle is 10 degrees or less.
  • the striking angle is more preferably 1 degree or more, and even more preferably 8 degrees or less.
  • Misalignment means a state in which the center axes of a pair of welding electrodes are not aligned. Similar to the above-mentioned strike angle, if the misalignment is large, bending stress is applied to the welded part, making LME cracking more likely to occur. When the amount of misalignment is 0.1 mm or more, the effects of the present invention can be effectively obtained. If the amount of misalignment is too large, the nugget formation becomes unstable and may cause scattering, so it is preferable that the amount of misalignment is 5 mm or less. The amount of misalignment is more preferably 0.2 mm or more, and even more preferably 3 mm or less.
  • this gap amount is 0.5 mm or more, the effects of the present invention can be effectively obtained. If the amount of this gap is too large, the nugget formation becomes unstable and causes the occurrence of scattering, so it is preferable that the amount of this gap is 5 mm or less.
  • the amount of gap is more preferably 1 mm or more, and even more preferably 3 mm or less.
  • gap between one or more sets of steel plates refers to the gap between one or more sets of steel plates when two or more steel plates arranged in the vertical direction constitute one set of two or more stacked steel plates. This means that there is a gap.
  • this shortest distance is 3 mm or more.
  • This shortest distance is preferably 4 mm or more, and more preferably 8 mm or less.
  • the electrode holding process is a process aimed at suppressing the occurrence of blowholes by holding the welding electrode with a constant pressure after the completion of energization.
  • the pressurizing force holding time (Th) is determined by the following equations (5) and (6), where Th(S) is the pressurizing force holding time after the end of energization. ) satisfies the relationship.
  • d a is the thickness ( ⁇ m) in the plate thickness direction of the base metal part of the region A
  • t is the plate thickness (mm) of the Si-containing galvanized steel sheet
  • TS is the tensile strength (MPa) of the Si-containing galvanized steel sheet.
  • the pressurizing force holding time (Th) is too small, the temperature when the electrode is released will increase, making LME cracking more likely to occur.
  • the pressurizing force holding time (Th) is excessive, the takt time per welding point increases, resulting in a decrease in productivity.
  • the structure of the weld becomes brittle, resulting in a decrease in joint strength and a tendency for delayed fracture to occur in the weld.
  • d a is a layer softer than the base steel plate. Therefore, the thinner d a is, the more brittle the structure of the surface layer of the steel plate in the weld is likely to be, so the upper limit of Th needs to be small. Furthermore, when the plate thickness (t) is small and the cooling rate of the weld is high, or when the TS of the Si-containing galvanized steel sheet is high, the structure of the weld tends to become brittle. Therefore, the upper limit value of Th needs to be small.
  • the pressurizing force holding time is set to a time that satisfies equations (5) and (6).
  • the lower limit of formula (5) is preferably (1/d a +t+TS/1000)/110+0.02 or more.
  • the upper limit of formula (5) is preferably ⁇ -(1/d a +1/t+TS/1000)/65 ⁇ +0.9 or less.
  • the lower limit of formula (6) is preferably 0.02 or more.
  • the upper limit of formula (6) is preferably 1.0 or less.
  • any one of the plates only needs to satisfy equations (5) and (6).
  • welded joints were produced under the welding conditions shown in Table 2.
  • the plate set was arranged in the order of steel plate 1, steel plate 2, and steel plate 3 shown in Table 1 from above and overlapped.
  • "GA” shown in the plating column of Table 1 refers to a steel sheet having an alloyed hot-dip galvanized layer
  • "GI” refers to a steel sheet having a hot-dip galvanized layer.
  • the codes shown in the "state immediately before pressurization" column of Table 3 correspond to (a) to (e) shown in the above-mentioned welding disturbance.
  • the welding device used was a single-phase AC (50 Hz) resistance welding machine with a pressurized servo motor attached to a welding gun.
  • the pair of electrode tips used were DR type electrodes made of chromium copper and having a tip radius of curvature R of 40 mm and a tip diameter of 6 mm.
  • the "Tensile Strength” column in Table 1 shows the tensile strength (MPa) measured by taking JIS No. 5 tensile test pieces from each steel plate in the rolling direction and conducting a tensile test in accordance with JIS Z 2241.
  • the presence or absence of TSS and LME cracking in welded joints was evaluated by the method shown below.
  • the thicknesses (t all , t weld ) of the welded joint and the respective thicknesses (d a and d wa ) in the plate thickness direction of the region A were measured using the following methods.
  • the fabricated welded joint was cut with a microcutter so as to pass through the center of the weld, and then filled with resin.
  • the resin-filled cross section of the welded joint was polished and finished for observation.
  • a line analysis of the cross section of the sample was performed at an observation magnification of 10,000 times and an accelerating voltage of 5 kV to obtain line profiles of Zn concentration and Si concentration in the sheet thickness direction from the surface layer of the steel sheet in the base metal and weld heat affected zone. From the obtained concentration line profile, the region A having the above Zn concentration and Si concentration was determined, and the thickness of the region A in the base metal portion and the weld heat affected zone was calculated.
  • TSS evaluation The tensile shear strength (TSS) was evaluated based on the tensile shear test method (JIS Z3136). For the tensile shear test, shear tensile test pieces were cut out from each steel plate shown in Table 1. The size of the shear tensile test piece was 50 mm in the transverse direction and 150 mm in the longitudinal direction. Next, welded joints (test pieces) prepared by performing resistance spot welding under the plate sets shown in Table 1 and the welding conditions shown in Table 3 were used.
  • a comparative joint in which region A was not controlled i.e., a joint with region A on the surface layer of a Si-containing steel plate
  • the comparative joints were also evaluated for TSS based on the same tensile shear test method.
  • test piece shape for the TSS evaluation was in accordance with JIS Z3136, but for the three-ply plate assembly (plate assembly No. H in Table 1), an evaluation was performed by applying a tensile load between steel plate 1b and steel plate 1c, as shown in Figure 6.
  • TSS was evaluated based on the following criteria.
  • B 0.9>(TSS of welded joint produced by the welding method of the present invention)/(TSS of comparison joint) ⁇ 0.8
  • F 0.8>(TSS of welded joint made by the welding method of the present invention)/(TSS of comparison joint)
  • evaluation results of "A" and "B" were evaluated as passing (having excellent shear tensile strength).

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Abstract

溶接部材およびその製造方法の提供を目的とする。本発明は、２枚以上の鋼板を重ね合わせた板組が抵抗スポット溶接された溶接部材であり、板組の総板厚ｔallおよび抵抗スポット溶接部の最小厚さｔweldが式（１）を満たし、２枚以上の鋼板のうち少なくとも１枚はＳｉを０．５～３．０質量％含有するＳｉ含有亜鉛めっき鋼板であり、かつ、Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板における特定の領域Ａが亜鉛めっき層の下層に形成されるとともに、領域Ａの板厚方向の厚さｄａが式（２）を満たす。 ０．５＜ｔweld／ｔall＜１．０　…（１） ２＜ｄａ＜１０　…（２）

Description

溶接部材およびその製造方法
　本発明は、鋼板を抵抗スポット溶接した溶接部材に関し、特に、自動車などの構造部品の部材として好適な抵抗スポット溶接部を有する溶接部材およびその製造方法に関する。
　近年、環境問題の高まりからＣＯ2排出規制が厳格化しており、自動車分野においては燃費向上に向けた車体の軽量化が課題となっている。そのために自動車部品への高強度鋼板の適用による薄肉化が進められており、引張強度（ＴＳ）が９８０ＭＰａ以上の鋼板の適用が進められている。また、耐食性の観点から、雨水に曝される部位には亜鉛等の防錆能を有するめっき鋼板が使用される。
　また、自動車の組み立てでは、コストや製造効率の観点から、プレス成形された自動車部品を抵抗スポット溶接により組み合わせることが多い。一般に、重ね合わせた鋼板同士の接合には、重ね抵抗溶接法の一種である抵抗スポット溶接方法が用いられている。この溶接方法は、重ね合わせた２枚以上の鋼板をその上下から一対の溶接電極で挟み、当該溶接電極で加圧しつつ、上下電極間に高電流の溶接電流を短時間通電して接合する方法である。図１には、重ね合わせた２枚の鋼板１ａ、１ｂを溶接電極４、５で挟んで抵抗スポット溶接する一例を示す。この方法によれば、高電流の溶接電流を流すことで発生する抵抗発熱を利用して、点状の溶接部６を得る。この点状の溶接部６はナゲットと呼ばれ、重ね合わせた鋼板に電流を流した際に鋼板の接触箇所で両鋼板１ａ、１ｂが溶融し、凝固した部分であり、これにより鋼板同士が点状に接合される。衝突安全性を確保するために、鋼板の強度を向上させるとともに溶接部における強度を向上させることが求められる。
　表面処理鋼板を含む複数の鋼板を重ね合わせた板組の抵抗スポット溶接においては、図７に示すように、溶接部に割れが生じることがあるという問題がある。ここで、表面処理鋼板とは、電気亜鉛めっき、溶融亜鉛めっき（合金化溶融亜鉛めっきを含む）に代表される亜鉛めっきや、亜鉛の他にアルミニウムやマグネシウムなどの元素を含んだ亜鉛合金のめっきなどの金属めっき層を母材（下地鋼板）の表面上に有する鋼板を言う。亜鉛めっきや亜鉛合金めっきの融点は、表面処理鋼板の母材の融点よりも低いため以下のような問題がある。
　すなわち、溶接部の割れは、溶接中に鋼板表面の低融点の金属めっき層が溶融し、電極の加圧力や、鋼板の熱膨張および収縮による引張応力が溶接部に加わった際に、溶融した低融点金属が表面処理鋼板の母材の結晶粒界に侵入して粒界強度を低下させ、割れを引き起こす、いわゆる液体金属脆性に起因する割れであると考えられている（以下、「ＬＭＥ割れ」と称する）。ＬＭＥ割れの発生位置は、図７に示すように、溶接電極４、５と接する側の鋼板１ａ、１ｂの表面や、鋼板同士が接する側の鋼板１ａ、１ｂの表面など、様々である。
　このようなＬＭＥ割れの対策として、例えば特許文献１～特許文献３の技術が挙げられる。特許文献１では、板組である鋼板の組成を特定範囲の組成、具体的には、重量％で、Ｃ：０．００３～０．０１％、Ｍｎ：０．０５～０．５％、Ｐ：０．０２％以下、ｓｏｌ．Ａｌ：０．１％以下、Ｔｉ：４８×（Ｎ／１４）～４８×｛（Ｎ／１４）＋（Ｓ／３２）｝％、Ｎｂ：９３×（Ｃ／１２）～０．１％、Ｂ：０．０００５～０．００３％、Ｎ：０．０１％以下、Ｎｉ：０．０５％以下、残部：Ｆｅおよび不可避的不純物からなる組成とすることが提案されている。
　特許文献２には、高強度めっき鋼板の抵抗スポット溶接において、以下の条件式（Ａ）および（Ｂ）を満足させるように、溶接通電時間および溶接通電後の保持時間を設定して抵抗スポット溶接を行う、高強度めっき鋼板のスポット溶接方法が提案されている。
０．２５×(１０×ｔ＋２)／５０≦ＷＴ≦０．５０×(１０×ｔ＋２)／５０　…（Ａ）
３００－５００×ｔ＋２５０×ｔ2≦ＨＴ　…（Ｂ）
ただし、条件式（Ａ）および（Ｂ）において、ｔ：板厚（ｍｍ）、ＷＴ：溶接通電時間（ｍｓ）、ＨＴ：溶接通電後の保持時間（ｍｓ）とする。
　また、特許文献２では、鋼板の板厚に応じて通電時間および通電後の電極の保持時間を適切に設定し、かつ鋼板中の合金元素量が一定以下となる高張力亜鉛めっき鋼板を用いて、溶接を行うことも提案されている。
　特許文献３では、通電パターンを３段以上の多段通電とし、適正電流範囲（ΔＩ）が１．０ｋＡ以上、好ましくは２．０ｋＡ以上となるように、通電時間および溶接電流等の溶接条件を調整し、各段の間に冷却時間を設ける方法が提案されている。上記の適正電流範囲とは、所望のナゲット径以上で、かつ溶融残厚が０．０５ｍｍ以上であるナゲットを、安定して形成できる電流範囲である。
特開平１０－１９５５９７号公報 特開２００３－１０３３７７号公報 特開２００３－２３６６７６号公報
　しかしながら、特許文献１では鋼板の合金元素量を限定する必要があるため、要求性能を満たす鋼板の使用が制限されるなどの課題がある。特に、最近の鋼板における、高強度化に伴って高合金化が進んでいる状況下では、特許文献１の技術の適用は極めて制限される。
　特許文献２では、散りが発生するような過大な溶接電流を設定した際の割れ抑制方法のみが提案されており、散りが発生しない状態での割れについては言及されていない。
　特許文献３では、溶接条件の適正化に多くの工数が必要であり、また適正電流範囲の確保が困難な鋼板および板組に対しては適用できないという課題がある。加えて、特許文献２および３では、電極の打角による影響については検討されていないため、自動車組立て時の実施工を考慮すると、対策としては不十分な場合がある。
　継手強度の観点も加えて特許文献１～３の共通の課題をまとめると、高強度鋼板の抵抗スポット溶接部の強度を確保しつつ、ＬＭＥ割れ発生も抑止する技術は提案されていない。
　本発明は、上記のような事情に鑑みてなされたものであり、高強度鋼板における溶接部の強度の確保とＬＭＥ割れの抑止とを両立可能な抵抗スポット溶接部を有する、溶接部材およびその製造方法を提供することを目的とする。
　本発明者らは、上記の目的を達成すべく、鋭意検討を重ねた。
　溶接時に発生する割れ（すなわちＬＭＥ割れ）に対する本発明の効果は、種々の因子が複雑に影響しているため単純には説明できないが、抵抗スポット溶接部のＬＭＥ割れは、溶接時の施工外乱などによって、抵抗スポット溶接部に過大な引張残留応力が発生した際に生じやすい。特に、鋼板同士が接する鋼板合わせ面側においては、抵抗スポット溶接での通電および加圧終了後であって、一対の溶接電極を開放した際に、局所的に引張応力が大きい領域でＬＭＥ割れが発生しやすいことが知られている。
　また、鋼板中の成分の影響としては、参考文献１に記載されるよう、Ｓｉ量が増加すると、鋼板の耐ＬＭＥ割れ性が劣化することが知られている。そのため、鋼板同士が接する鋼板合わせ面側には、母材表面近傍において固溶Ｓｉ量を減少させた固溶Ｓｉ欠乏層を設けることで、ある一定量以上のＳｉ量を有する層と金属めっき層の亜鉛などとが接触しないようにすることが、ＬＭＥ割れ抑止に有効であると考えられる。
［参考文献１］　ＷＯ２０２１－２００４１２号公報
　しかしながら、溶接熱影響部の表面、特に鋼板同士の合わせ面側の母材表面近傍の固溶Ｓｉ欠乏層厚さが顕著な場合、抵抗スポット溶接部の強度の低下が懸念される。すなわち、溶接熱影響部における母材表面近傍の固溶Ｓｉ欠乏層厚さを一定の範囲に制御することで、抵抗スポット溶接部の強度の確保と、ＬＭＥ割れの抑止とを両立可能であるとの着想を得た。
　本発明は、以上の知見に立脚するものであり、要旨は次のとおりである。
[１]　２枚以上の鋼板を重ね合わせた板組が抵抗スポット溶接された抵抗スポット溶接部を有する溶接部材であって、
　前記板組の総板厚をｔall（ｍｍ）、前記抵抗スポット溶接部の最小厚さをｔweld（ｍｍ）としたとき、ｔallおよびｔweldが式（１）を満たし、
　前記２枚以上の鋼板のうち少なくとも１枚は、Ｓｉを０．５～３．０質量％含有するＳｉ含有亜鉛めっき鋼板であり、
かつ、前記Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板における、Ｚｎ濃度が５．０質量％以下およびＳｉ濃度が０．５質量％未満となる領域を領域Ａとし、母材部における前記領域Ａの板厚方向の厚さをｄａ（μｍ）としたとき、前記領域Ａは亜鉛めっき層の下層に形成されるとともに、ｄａが式（２）を満たす、溶接部材。
０．５＜ｔweld／ｔall＜１．０　…（１）
２＜ｄａ＜１０　…（２）
[２]　前記Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板側の前記抵抗スポット溶接部では、
ナゲット端から母材部方向へ２００μｍ離れた位置でのコロナボンドにおける前記領域Ａの板厚方向の厚さをｄｗａ（μｍ）としたとき、ｄｗａが式（３）を満たす、[１]に記載の溶接部材。
０＜ｄｗａ＜８　…（３）
[３]　前記Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板は、前記領域ＡにＦｅ系めっき層が含まれる、[１]または[２]に記載の溶接部材。
[４]　前記鋼板の引張強度をＴＳ（ＭＰａ）としたとき、
前記Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板は、ＴＳ≧９８０である、[１]～[３]のいずれか１つに記載の溶接部材。
[５]　前記抵抗スポット溶接部の溶接打点中心から前記鋼板端面までの最短距離の平均値が３ｍｍ以上であり、
かつ、複数の溶接打点がある場合には、隣り合う溶接打点同士の打点中心間の平均距離が６ｍｍ以上である、[１]～[４]のいずれか１つに記載の溶接部材。
[６]　[１]～[５]のいずれか１つに記載の溶接部材の製造方法であって、
　２枚以上の鋼板を重ね合わせて板組とする準備工程と、前記板組を抵抗スポット溶接する溶接工程と、を有し、
　前記溶接工程は、
　前記板組を一対の溶接電極で挟持し、加圧しながら通電して接合を行う際に、
少なくとも１箇所の溶接打点については、前記溶接電極による加圧を行う直前に、（ａ）～（ｅ）の１つまたは２つ以上の状態を満たし、
かつ、前記通電は、加圧力：２．０～１０．０ｋＮ、溶接電流：４．０～１５．０ｋＡ、通電時間：０．１～２．０Ｓで行う通電工程と、
　通電終了後の加圧力保持時間をＴｈ（Ｓ）としたとき、Ｔｈが式（５）および式（６）の関係を満たす電極保持工程と、を有する、溶接部材の製造方法。
（ａ）溶接電極と重ね合わせた鋼板との打角が０．２度以上である状態
（ｂ）一対の溶接電極の芯ずれ量が０．１ｍｍ以上である状態
（ｃ）いずれかの溶接電極と重ね合わせた鋼板との間に隙間が０．５ｍｍ以上ある状態
（ｄ）重ね合わせた鋼板のうち、少なくとも１組以上の鋼板間に隙間が０．５ｍｍ以上ある状態
（ｅ）溶接打点中心から重ね合わせた鋼板における鋼板端面までの最短距離が１０ｍｍ以下である状態
（１／ｄａ＋ｔ＋ＴＳ／１０００）／１１０＜ Ｔｈ ＜ ｛－（１／ｄａ＋１／ｔ＋ＴＳ／１０００）／６５｝＋１　…（５）
０＜Ｔｈ　…（６）
ここで、式（５）における、ｄａは前記領域Ａの母材部における板厚方向の厚さ（μｍ）であり、ｔは前記Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板の板厚（ｍｍ）であり、ＴＳは前記Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板の引張強度（ＭＰａ）である。
　本発明によれば、高強度鋼板を用いた抵抗スポット溶接であっても、固溶Ｓｉ欠乏層厚さに起因する母材表面近傍の軟化による抵抗スポット溶接部の強度低下を防ぎつつ、ＬＭＥ割れも発生しない、溶接部材およびその製造方法を提供することができる。
図１は、本発明の抵抗スポット溶接の一例を模式的に示す断面図である。 図２は、本発明に用いる、Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板の一例を説明する板厚方向断面図である。 図３は、本発明の一実施形態に係る溶接部材における、抵抗スポット溶接部およびその周辺を模式的に示す断面図である。 図４は、本発明の溶接部材における、溶接打点中心から鋼板端面までの最短距離を説明する上面図である。 図５は、本発明の溶接部材における、溶接打点中心間の距離を説明する上面図である。 図６は、本発明の実施例における、３枚板組の場合の引張試験の一例を説明する断面図である。 図７は、従来の抵抗スポット溶接時の割れの発生例を模式的に示す断面図である。
　以下、本発明の一実施形態である溶接部材およびその製造方法について説明する。なお、本発明はこの実施形態に限定されない。
　まず、図１～図３を参照して、本発明の溶接部材を説明する。
　図１には、２枚の鋼板を抵抗スポット溶接している一例を示す。図２は、本発明に用いるＳｉ含有亜鉛めっき鋼板の一例を示す板厚方向断面図である。図３は、本発明の溶接部材の一例を示す板厚方向断面図であり、当該溶接部材における抵抗スポット溶接部およびその一部を拡大した断面図である。この拡大断面図に示す個所は、図３中の四角枠で囲った各領域である。
　本発明は、２枚以上の鋼板を重ね合わせた板組が抵抗スポット溶接された抵抗スポット溶接部（以下、「溶接部」と称する場合もある）を有する溶接部材である。
　後述するように、重ね合わせた２枚以上の鋼板のうち少なくとも１枚は、Ｓｉを０．５～３．０質量％含有するＳｉ含有亜鉛めっき鋼板である（図２を参照）。図２に示すように、本発明のＳｉ含有亜鉛めっき鋼板２とは、領域Ａを有するＳｉ含有鋼板２ｃを母材とした、亜鉛めっき鋼板である。Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板２は、少なくとも片面（少なくとも一方の母材表面）に形成された亜鉛めっき層２ａと、当該亜鉛めっき層２ａの下層に形成される領域Ａ２ｂとを有する。すなわち、領域Ａ２ｂは、Ｓｉ含有鋼板（母材）２ｃの表層に形成される。なお、Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板の詳細な説明は、後述するのでここでは省略する。
　本発明に用いる鋼板の枚数は特に限定されず、２枚以上であればよい。好ましくは３枚以上である。なお、鋼板の枚数の上限は特に規定しないが、５枚以下とすることが好ましい。
　図３に示す例は、重ね合わせた２枚の鋼板が抵抗スポット溶接された溶接部材１０である。下側に配置される鋼板（下板）２をＳｉ含有亜鉛めっき鋼板とし、上側に配置される鋼板（上板）１ａを例えば冷延鋼板とする。鋼板１ａ、２が接する鋼板合わせ面７に、以下に説明する溶接部６が形成される。
　図３に示す例の溶接部材の場合、下板２側のみに、溶接熱影響部における固溶Ｓｉ欠乏層厚さを一定の範囲に制御した本発明の溶接部６が形成される。なお、上板および下板の両方に本発明のＳｉ含有亜鉛めっき鋼板を用いた場合には、鋼板合わせ面７に対して上板側および下板側の両方に、本発明の溶接部６が形成される。
　図示は省略するが、３枚以上の鋼板を重ね合わせて溶接した場合には、最も下側に配置される鋼板（下板）、最も上側に配置される鋼板（上板）、およびそれらの間に配置される鋼板（中板）の全部または少なくとも１枚が、Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板となる。各板間の鋼板合わせ面を含むように、本発明の溶接部が形成される。例えば、３枚の鋼板からなる板組の場合、下板と中板、および中板と上板が接する２つの鋼板合わせ面を含むように、本発明の溶接部が形成される。３枚の鋼板の全てに上記Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板を用いた場合には、各鋼板合わせ面に対して上下側にある鋼板表層の固溶Ｓｉ欠乏層厚さがそれぞれ制御される。
　＜溶接部＞
　本発明の溶接部について、詳細に説明する。なお、２枚の鋼板を重ね合わせた板組の場合でも、３枚以上の鋼板を重ね合わせた板組の場合でも、同様の溶接部が形成されるため、以降の説明には図３を用いる。
　図３に示すように、本発明の溶接部６は、板組の総板厚をｔall（ｍｍ）、溶接部の最小厚さをｔweld（ｍｍ）としたとき、総板厚（ｔall）および溶接部の最小厚さ（ｔweld）が以下の式（１）を満たす。
また、この条件に加えて、図３に示すように、Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板２における、Ｚｎ濃度が５．０質量％以下およびＳｉ濃度が０．５質量％未満となる領域を領域Ａとし、母材部における領域Ａの板厚方向の厚さをｄａ（μｍ）としたとき、領域Ａは亜鉛めっき層２ａの下層に形成されるとともに、母材部における領域Ａの厚さ（ｄａ）が以下の式（２）を満たす。
０．５＜ｔweld／ｔall＜１．０　…（１）
２＜ｄａ＜１０　…（２）
　総板厚および溶接部の最小厚さの比（ｔweld／ｔall）が上記の式（１）を満たさない場合、特に式（１）の下限値以下となる場合、溶接部の減厚が顕著となるため、溶接部に生じる引張残留応力が過大となってＬＭＥ割れが発生しやすくなる。これとともに、継手強度の低下をもたらす。なお、溶接時における、一対の溶接電極による加圧と熱影響によって板組の板厚は減厚されるため、ｔweld／ｔallの上限は１．０未満となる。
　（１）式の下限は、好ましくは０．５５以上とする。（１）式の上限は、好ましくは０．９５以下とする。
　ここで、上記の「溶接部の最小厚さ（ｔweld）」とは、図３に示すように、ナゲット６ａの幅方向の領域内における板厚方向の最小厚さ（ｍｍ）を指す。なお、この最小厚さ（ｔweld）は、後述する実施例に記載の方法で測定することができる。
　また、図２等に示すように、領域Ａ２ｂは、亜鉛めっき層２ａの下層であって、Ｓｉ含有鋼板２ｃの表層に形成される。溶接部においては、溶接時の熱によってＺｎは接触している鋼板内部へと拡散する。しかし、亜鉛めっき層を有するＳｉ含有鋼板表層にＺｎ濃度およびＳｉ濃度の低い領域Ａを形成することで、該領域ＡがＳｉ含有鋼板へのＺｎの侵入を抑制するバリア層として機能する。さらに、該領域Ａは、固溶Ｓｉ欠乏層としても働く。このような機能により、溶接部におけるＬＭＥ割れを抑制することができる。上記の「固溶Ｓｉ欠乏層」とは、母材のＳｉ量よりも鋼中に固溶しているＳｉ量が少なくなっている、すなわち欠乏している層であることを意味する。
　母材部における領域Ａの厚さ（ｄａ）が不十分な場合、後述する溶接熱影響部における固溶Ｓｉ欠乏層の形成が困難となるため、ｄａは２μｍ超えとする。
　また、領域Ａを、亜鉛めっき層を有するＳｉ含有鋼板の表層に形成する手法としては、例えば後述するＦｅ系電気めっきがあるが、Ｓｉ含有鋼板表層におけるＳｉ以外の他の合金元素の濃度も低下させるような手法が必要となる。そのため、領域Ａの厚さが過大な場合、溶接熱影響部における鋼板表層が大幅に軟化する懸念がある。特に鋼板同士の鋼板合わせ面における過度な軟化は、溶接部の強度を低下させるため、ｄａは１０μｍ未満とする。
　（２）式の下限は、好ましくは３μｍ以上とし、より好ましくは３．０μｍ以上とする。（２）式の上限は、好ましくは８μｍ以下とし、より好ましくは８．０μｍ以下とし、さらに好ましくは６.０μｍ以下とする。
　本発明では、上述の条件式に加えて、次の条件を有することが好ましい。
　　［コロナボンド領域の領域Ａの板厚方向の厚さ］（好適条件）
　具体的には、図３に示すように、Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板２は、重ね合わせた鋼板の鋼板合わせ面７側の鋼板表層に領域Ａを有している。Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板側の溶接部では、ナゲット端から母材部方向へ２００μｍ離れた位置でのコロナボンドにおける領域Ａの板厚方向の厚さをｄｗａとしたとき、この厚さ（ｄｗａ（μｍ））が以下の式（３）を満たすことが有効である。
０＜ｄｗａ＜８　…（３）
　コロナボンド領域の領域Ａの板厚方向の厚さ（ｄｗａ）が式（３）を満たすことで、ＬＭＥ割れの発生する溶接熱影響部においても、Ｚｎを５質量％超えで含有する領域と、Ｓｉを０．５質量％以上含有する領域とが接触せず、ＬＭＥ割れが発生しにくくなる。
式（３）の下限値を満たさない場合（すなわち、ｄｗａが０μｍの場合）、上記のＺｎ濃度およびＳｉ濃度が高い領域同士が接触し、ＬＭＥ割れが助長されるため、ｄｗａは０μｍ超えを満たすことがＬＭＥ割れの抑制に有効である。上記の厚さ（ｄｗａ）は、より好ましくは１μｍ超えを満たし、さらに好ましくは２μｍ超えを満たすと、さらに一層上述の作用効果は有効に得られる。
　また、上述したように、コロナボンド領域の領域Ａの厚さ（ｄｗａ）が過大になると、溶接熱影響部の鋼板表層の大幅軟化と継手強度の低下とが懸念される。そのため、上記の厚さ（ｄｗａ）は８μｍ未満であることが好ましい。
　＜Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板＞
　本発明では、上述のとおり、少なくとも１枚のＳｉ含有めっき鋼板を含む、２枚以上の鋼板を重ね合わせて板組とする。図２を参照して、本発明のＳｉ含有亜鉛めっき鋼板について説明する。
　図２に示すように、Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板は、表層に領域Ａ２ｂを有するＳｉ含有鋼板２ｃを母材とした、亜鉛めっき鋼板である。領域Ａは、Ｚｎ濃度が５．０質量％以下およびＳｉ濃度が０．５質量％未満となる領域である。Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板２は、例えば、以下の方法で製造することができる。
　まず、Ｓｉを０．５質量％以上３．０質量％以下含有する冷延鋼板を製造する。一例として、冷延鋼板は、上述した成分組成を有する鋼スラブに熱間圧延を施して熱延板とし、次いで該熱延板に酸洗を施し、次いで、熱延板に冷間圧延を施して冷延鋼板とすることによって製造する。
　次いで、冷延鋼板に対して還元性雰囲気中における焼鈍工程を行なった後、亜鉛めっきを施すことで、亜鉛めっき層を有するＳｉ含有鋼板（Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板）を得ることができる。
　［領域Ａ］
　本発明のＳｉ含有亜鉛めっき鋼板は、領域ＡとしてＦｅ系めっき層を有していてもよい。あるいは、領域ＡとしてＳｉ内部酸化層を有していてもよい。なお、Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板に領域Ａを形成させる手法は、特に限定しない。
　　［Ｆｅ系プレめっき層］
　Ｆｅ系めっき層として、例えばＦｅ系のプレめっき層を形成する方法がある。
具体的には、上記のＳｉ含有亜鉛めっき鋼板は、片面あたりの付着量が２０．０ｇ／ｍ2超えであるＦｅ系めっき層を、亜鉛めっき層の下層に有することが好ましい。すなわち、亜鉛めっき層の下層で、かつ、領域Ａ内の表層に、Ｆｅ系めっき層が含まれる。
　上記プレめっき層は、Ｆｅ系電気めっき層であることが好ましい。Ｆｅ系電気めっき層としては、純Ｆｅの他、Ｆｅ－Ｂ合金、Ｆｅ－Ｃ合金、Ｆｅ－Ｐ合金、Ｆｅ－Ｎ合金、Ｆｅ－Ｏ合金、Ｆｅ－Ｎｉ合金、Ｆｅ－Ｍｎ合金、Ｆｅ－Ｍｏ合金、Ｆｅ－Ｗ合金等の合金めっき層が使用できる。Ｆｅ系電気めっき層の成分組成は特に限定されないが、本発明では、Ｂ、Ｃ、Ｐ、Ｎ、Ｏ、Ｎｉ、Ｍｎ、Ｍｏ、Ｚｎ、Ｗ、Ｐｂ、Ｓｎ、Ｃｒ、Ｖ及びＣｏからなる群から選ばれる１種または２種以上の元素を合計で１０質量％以下含み、残部はＦｅおよび不可避的不純物からなる成分組成とすることが好ましい。Ｆｅ以外の元素の量を合計で１０質量％以下とすることで、電解効率の低下を防ぎ、低コストでＦｅ系電気めっき層を形成することができる。
　さらにＦｅ系電気めっき層の片面当たりの付着量は、２０．０g／ｍ2以上が好ましい。当該付着量は、より好ましくは２５．０g／ｍ2以上とし、さらに好ましくは３０．０g／ｍ2以上とし、さらに一層好ましくは３５．０g／ｍ2以上とする。Ｆｅ系電気めっき層の片面あたりの付着量の上限は特に限定されない。領域Ａが過大に形成することを防ぐことの観点、またコストの観点から、Ｆｅ系電気めっき層の片面あたりの付着量は６０ｇ／ｍ2以下とすることが好ましい。
　なお、Ｆｅ系電気めっき層の厚みは、以下の通り測定する。溶融亜鉛めっき後の合金化した高強度溶融亜鉛めっき鋼板から１０×１５ｍｍサイズのサンプルを採取して樹脂に埋め込み、断面埋め込みサンプルとする。同断面の任意の３か所を走査型電子顕微鏡（Scanning Electron Microscope：SEM）を用いて加速電圧１５ｋＶ、およびＦｅ系電気めっき層の厚みに応じて倍率２０００～１００００倍で観察し、３視野の厚みの平均値に鉄の比重を乗じることによってＦｅ系電気めっき層の片面あたりの付着量に換算する。
　高強度焼鈍前冷延鋼板の表面にＦｅ系電気めっき処理を施して、焼鈍前Ｆｅ系電気めっき処理鋼板とするのが好ましい。Ｆｅ系電気めっき処理方法は特に限定されない。例えば、Ｆｅ系電気めっき浴としては硫酸浴、塩酸浴あるいは両者の混合などが適用できる。なお、冷間圧延後の高強度焼鈍前冷延鋼板に対して予熱炉等における酸化処理を行なわずに、Ｆｅ系電気めっき処理を施すこともできる。
　通電開始前のＦｅ系電気めっき浴中のＦｅイオン含有量は、Ｆｅ2+として１．０ｍｏｌ／Ｌ以上とすることが好ましい。Ｆｅ系電気めっき浴中のＦｅイオン含有量が、Ｆｅ2+として１．０ｍｏｌ／Ｌ以上であれば、十分なＦｅ付着量を得ることができる。
　このような鋼板を用いることで、本発明の効果をより有効に得ることができる。特に、亜鉛めっき層を形成する前にプレめっきを施し、溶融亜鉛めっき後に合金化処理した合金化溶融亜鉛めっき鋼板である場合は、より一層有効である。
　　［内部酸化層］
　上記プレめっき層の他にも、鋼板表層に領域Ａを形成させる手法としては、鋼板表層にＳｉ内部酸化層を形成する手法がある。例えば、Ｓｉ含有鋼板の製造過程において、焼鈍時の露点を上昇させることで、鋼板表層にＳｉの内部酸化層を形成する。
　上記の「Ｓｉ内部酸化層」とは、具体的には、結晶粒内およびまたは結晶粒界の一部に、Ｓｉ酸化物が形成した領域を指す。
　上記のＳｉ含有亜鉛めっき鋼板が、領域ＡとしてＳｉ内部酸化層を有する場合として、Ｓｉ内部酸化層の板厚方向の厚さの下限は２．０μｍ以上とすることが好ましい。Ｓｉ内部酸化層内における鋼の固溶Ｓｉ量は０．５質量％未満となるため、これにより、領域Ａの上記厚さを２．０μｍ以上とすることができる。一方、Ｓｉ内部酸化層の上記厚さを６．０μｍ以上とするには焼鈍時の露点を過大に上げる必要があり、焼鈍炉内の腐食等が懸念される。したがって、板厚方向の厚さの上限は６．０μｍ未満とすることが好ましい。
　Ｓｉ内部酸化層の上記厚さは、以下のように測定する。まず、溶融亜鉛めっき後の合金化した高強度溶融亜鉛めっき鋼板から１０×１５ｍｍサイズのサンプルを採取して樹脂に埋め込み、断面埋め込みサンプルとする。同断面の任意の３か所を走査型電子顕微鏡（Scanning Electron Microscope：SEM）を用いて加速電圧１０ｋＶ、倍率３０００倍で観察する。観察した３か所の各写真からＳｉ内部酸化層の板厚方向の厚さを計測し、計測した３か所の平均値をＳｉ内部酸化層の板厚方向の厚さとする。
　　［亜鉛めっき層］
　本発明では、Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板は、製造性の観点から、溶融亜鉛めっき層を有する溶融亜鉛めっき鋼板（ＧＩ鋼板）であることが好ましい。特に、鋼板のプレス性や連続打点溶接性も含めて考慮すると、Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板は、合金化溶融亜鉛めっき層を有する合金化溶融亜鉛めっき鋼板（ＧＡ鋼板）であることが好ましい。
　［引張強度］
　上述のように、一般的に、鋼板の高強度化および高合金成分化に伴って、ＬＭＥ割れは発生しやすい傾向にある。そのため、本発明では、鋼板の引張強度をＴＳ（ＭＰａ）としたとき、Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板は、ＴＳ≧９８０であることが好ましい。この関係を満たす高強度鋼板の場合に、本発明の効果をより一層有効に得ることが出来るからである。
　＜溶接部材の溶接打点＞
　次に、図４および図５を用いて、本発明の溶接部材における溶接打点について説明する。
図４および図５は、溶接部材の溶接部周辺を示す上面図（溶接部材を上方からみた図）である。
　図４および図５に示すように、本発明の溶接部材１０は、溶接部の溶接打点中心から鋼板端面までの最短距離（Ｈ1）の平均値が３ｍｍ以上であり、かつ、複数の溶接打点がある場合には、隣り合う溶接打点同士の打点中心間の平均距離（Ｈ2）が６ｍｍ以上であることが好適である。
　なお、本発明の溶接部材には、溶接打点数が１点だけの場合も含む。この場合には、上述の溶接打点の条件のうち、「溶接部の溶接打点中心から鋼板端面までの最短距離（Ｈ1）の平均値が３ｍｍ以上」であることを満たせばよい。
　ここで、「溶接打点中心から鋼板端面までの最短距離（Ｈ1）の平均値」とは、図４に示すように溶接打点８の中心から最も近い鋼板端面を設定し、その距離を打点毎に測定することで求める。溶接部材中の溶接打点数が５点以上である場合は、適宜選択した５打点の平均値を「最短距離の平均値」とし、溶接部材中の溶接打点数が５点未満の場合は、全打点の平均値を「最短距離の平均値」とする。
　この最短距離の平均値（Ｈ1）が３ｍｍ未満の場合、鋼板端面側におけるナゲット周囲の板－板間の加圧が不十分となり、溶融金属が板－板間から鋼板端面側に飛散しやすくなる。その結果、溶接時の散り発生が顕著となり、ナゲット径がばらつきやすくなることで、溶接部の強度が不安定化する。この最短距離の平均値の上限は規定しない。一般的な形状の溶接ガンで溶接可能とするためには、この最短距離の平均値（Ｈ1）は１０００ｍｍ以下とすることが好ましい。この最短距離の平均値（Ｈ1）は、３０．０ｍｍ以下とすることがより好ましく、２０．０ｍｍ以下とすることがさらに好ましい。
　また、「隣り合う溶接打点同士の打点中心間の平均距離（Ｈ2）」とは、図５に示すように、隣り合う各打点８の中心間の距離をそれぞれ測定することで求める。この打点中心間の平均距離（Ｈ2）が６ｍｍ未満の場合、溶接時に既溶接点への分流が発生して溶接部の電流密度が低下するため、ナゲット径が縮小し、溶接部の強度が低下しやすくなる。また、既溶接点によって溶接部が拘束され、引張残留応力が増加することでＬＭＥ割れも発生しやすくなる。この打点中心間の平均距離の上限は規定しない。溶接部材の強度および剛性確保の観点からは、この打点中心間の平均距離（Ｈ2）は１００ｍｍ以下とすることが好ましい。この打点中心間の平均距離（Ｈ2）は、６０．０ｍｍ以下とすることがより好ましく、４０．０ｍｍ以下とすることがさらに好ましい。
　次に、本発明の溶接部材の製造方法の一実施形態について説明する。
　本発明の溶接部材は、２枚以上の鋼板を重ね合わせて板組とする準備工程と、当該板組を抵抗スポット溶接する溶接工程と、を有する製造工程を経て、製造される。
　＜準備工程＞
　この工程では、２枚以上の鋼板を重ね合わせて板組とする。２枚以上の鋼板のうち、少なくとも１枚は、上記領域Ａを有するＳｉ含有亜鉛めっき鋼板とする。例えば、図１に示すように、２枚の鋼板１ａ、１ｂを重ね合わせて板組とする。なお、板組に用いる鋼板については上述しているため、説明は省略する。次いで、溶接工程が行われる。
　＜溶接工程＞
　溶接工程は、後述する通電工程と電極保持工程とを有する。溶接工程では、準備工程で準備した板組の接合を行う。この工程では、例えば図１に示すように、板組の下側および上側に配置される一対の溶接電極４、５で該板組を挟持し、一対の溶接電極４、５で加圧しながら所定の溶接条件となるように制御して通電を行う。これにより、鋼板１ａ、１ｂの鋼板合わせ面７となる鋼板間に上述の本発明の溶接部６を形成することによって、鋼板同士を接合できる（図３を参照）。
　なお、領域Ａを有するＳｉ含有亜鉛めっき鋼板と、領域Ａを有しない鋼板とを用いて板組とする場合には、領域Ａを有する面側（すなわち、亜鉛めっき層を有する面側）が鋼板合わせ面となるように重ね合わせる。溶接電極と接する側のＳｉ含有亜鉛めっき鋼板の鋼板表面にも、領域Ａおよび亜鉛めっき層を有しても当然問題はない。
　本発明の抵抗スポット溶接方法で使用可能な溶接装置としては、上下一対の溶接電極を備え、溶接中に加圧力および溶接電流をそれぞれ任意に制御可能な溶接装置を用いることができる。溶接装置の加圧機構（エアシリンダやサーボモータ等）、形式（定置式、ロボットガン等）、電極形状等はとくに限定されない。電極先端の形式としては、例えば、ＪＩＳ　Ｃ　９３０４：１９９９に記載されるＤＲ形（ドームラジアス形）、Ｒ径（ラジアス形）、Ｄ形（ドーム形）等が挙げられる。また、電極の先端径は、例えば４ｍｍ～１６ｍｍである。
　続いて、本発明の溶接工程の溶接条件について説明する。
　溶接工程では、板組を一対の溶接電極で挟持し、加圧しながら通電して接合を行う際に、少なくとも１箇所の溶接打点については、溶接電極による加圧を行う直前に、以下に示す（ａ）～（ｅ）の１つまたは２つ以上の状態を満たし、かつ、上記通電は、加圧力：２．０～１０．０ｋＮ、溶接電流：４．０～１５．０ｋＡ、通電時間：０．１～２．０Ｓとなる溶接条件で行う通電工程と、通電終了後の加圧保持時間をＴｈ（Ｓ）としたとき、Ｔｈが式（５）および式（６）の関係を満たす電極保持工程と、を有する。
　［通電工程］
　　［加圧力、溶接電流、通電時間］
　通電工程における、加圧力が２．０ｋＮ未満では、鋼板間の加圧が不十分となり、散りが発生しやすいため、ＬＭＥ割れ発生しやすくなる。一方、加圧力が１０．０ｋＮ超えでは、高加圧仕様の特殊な溶接ガンが必要で、設備制約が大きい。それだけでなく、溶接部の減厚も顕著となるため、ＬＭＥ割れが発生したり、継手強度が低下したりする。加圧力は、好ましくは３．０ｋＮ以上とし、好ましくは７．０ｋＮ以下とする。
　通電工程における、溶接電流が４．０ｋＡ未満では、入熱が不足し、ナゲット径が確保できない。一方、溶接電流が１５．０ｋＡ超えでは、入熱が過大で散りが発生しやすいため、ＬＭＥ割れが発生しやすくなる。溶接電流は、好ましくは５．０ｋＡ以上とし、好ましくは１２．０ｋＡ以下とする。
　通電工程における、通電時間が０．１Ｓ未満では、溶接熱影響部の合金元素の拡散が不十分となり、溶接熱影響部の軟化層の硬さが母材の硬さとほとんど変化しない場合がある。よって、熱影響部の鋼板表層の軟化が顕著となり、ＴＳＳが低下してしまう。一方、通電時間が２．０Ｓ超えでは、自動車組み立て工程のタクトタイムが長くなり、生産性が低下する。通電時間は、好ましくは０．１２Ｓ以上とし、好ましくは１．５Ｓ以下とする。
　なお、抵抗スポット溶接は、加圧力や電流値を多段階としたり、通電と無通電を組合わせた特定のパターンで行なっても良い。例えば、通電中の加圧力を多段階とする場合、通電中の加圧力の最小値を２．０ｋＮ以上とし、加圧力の最大値を１０．０ｋＮ以下とする。通電中の電流値を多段階とする場合、無通電期間を除いた通電中の電流値の最小値を４．０ｋＡ以上とし、電流値の最大値を１５．０ｋＡ以下とする。また、無通電期間を除いた通電時間の総和を、０．１Ｓ以上、２．０Ｓ以下とする。
　　［溶接施工外乱］
　本発明では、上記条件に加えて、溶接部材の製造時に、少なくとも１箇所の溶接打点については、溶接電極による加圧を行う直前に、以下の（ａ）～（ｅ）の１つまたは２つ以上の状態を満たす場合、本発明の効果をより有効に得ることができる。
（ａ）溶接電極と重ね合わせた鋼板との打角が０．２度以上である状態
（ｂ）一対の溶接電極の芯ずれ量が０．１ｍｍ以上である状態
（ｃ）いずれかの溶接電極と重ね合わせた鋼板との間に隙間が０．５ｍｍ以上ある状態
（ｄ）重ね合わせた鋼板のうち、少なくとも１組以上の鋼板間に隙間が０．５ｍｍ以上ある状態
（ｅ）溶接打点の中心から重ね合わせた鋼板における鋼板端面までの最短距離が１０ｍｍ以下である状態
　これらの溶接施工外乱は、いずれも電極解放時における溶接部の温度および／または引張応力を、局所的に上昇させるため、ＬＭＥ割れが発生しやすい状態となる。しかし、本発明の溶接部の表層制御を行うことで、これらの溶接施工外乱がある状態であってもＬＭＥ割れを抑制することができ、部材製造時の施工外乱管理の裕度が向上する。以下、各施工外乱の詳細について説明する。
　（ａ）溶接電極と重ね合わせた鋼板との打角が０．２度以上である状態
　打角とは、鋼板に対して電極が傾く角度、すなわち、「電極加圧力方向と鋼板板厚方向との成す角度」を意味する。打角が大きいと、溶接部に曲げ応力が加わり、局所的に大きな圧縮塑性変形が生じることで、電極解放後の引張応力が増加する。打角は０．２度以上の場合に、本発明の効果を有効に得ることができる。打角が過大の場合はナゲット形成が不安定となり、散り発生の原因となるため、打角は１０度以下とすることが好適である。打角は、さらに好ましくは１度以上とし、さらに好ましくは８度以下とする。
　（ｂ）一対の溶接電極の芯ずれ量が０．１ｍｍ以上である状態
　芯ずれとは、一対の溶接電極の中心軸が揃っていない状態を意味する。上述した打角と同様、芯ずれが大きいと、溶接部に曲げ応力が加わることで、ＬＭＥ割れが発生しやすくなる。芯ずれ量が０．１ｍｍ以上の場合に、本発明の効果を有効に得ることができる。芯ずれ量が過大の場合はナゲット形成が不安定となり、散り発生の原因となるため、芯ずれ量は５ｍｍ以下とすることが好適である。芯ずれ量は、さらに好ましくは０．２ｍｍ以上とし、さらに好ましくは３ｍｍ以下とする。
　（ｃ）いずれかの溶接電極と重ね合わせた鋼板との間に隙間が０．５ｍｍ以上ある状態
　加圧開始直前にいずれかの電極と鋼板との間に隙間がある状態では、例えば片方の電極が可動（以下、可動側電極）、もう片方の電極が固定（以下、固定側電極）としたとき、固定側電極と鋼板との間に隙間がある状態では、可動側電極による加圧が開始される。その結果、鋼板に曲げ変形が生じるため、溶接部に曲げ応力が加わることで、ＬＭＥ割れが発生しやすくなる。この隙間量が０．５ｍｍ以上の場合に、本発明の効果を有効に得ることができる。この隙間量が過大の場合はナゲット形成が不安定となり、散り発生の原因となるため、この隙間量は５ｍｍ以下とすることが好適である。隙間量は、さらに好ましくは１ｍｍ以上とし、さらに好ましくは３ｍｍ以下とする。
　（ｄ）重ね合わせた鋼板のうち、少なくとも１組以上の鋼板間に隙間が０．５ｍｍ以上ある状態
　上述の（ｃ）と同様、加圧開始直前にいずれかの鋼板間に隙間がある状態では、鋼板に曲げ変形が生じるため、溶接部に曲げ応力が加わることで、ＬＭＥ割れが発生しやすくなる。この隙間量が０．５ｍｍ以上の場合に、本発明の効果を有効に得ることができる。隙間量が過大の場合はナゲット形成が不安定となり、散り発生の原因となるため、この隙間量は４ｍｍ以下とすることが好適である。隙間量は、さらに好ましくは１ｍｍ以上とし、さらに好ましくは３ｍｍ以下とする。なお、上記の「１組以上の鋼板間の隙間」とは、重ね合わせた２枚以上の鋼板において、上下方向に配置された２枚の鋼板を１組とするとき、１組以上の鋼板間に隙間あることを意味する。
　（ｅ）溶接打点の中心から重ね合わせた鋼板における鋼板端面までの最短距離が１０ｍｍ以下である状態
　溶接打点の中心から鋼板端面までの最短距離が短いと、鋼板端面では溶接部からの熱伝導が阻害されるので、溶接部の冷却速度が低下する。そのため、電極解放時の温度が増加することで、ＬＭＥ割れが発生しやすくなる。溶接打点の中心から鋼板端面までの最短距離が１０ｍｍ以下の場合に、本発明の効果を有効に得ることができる。また、上述したとおり、この最短距離が３ｍｍ未満の場合、溶接時の散り発生が顕著となり、ナゲット径がばらつきやすくなることで、溶接部の強度が不安定化する。そのため、この最短距離は３ｍｍ以上とするのが好適である。この最短距離は、好ましくは４ｍｍ以上とし、さらに好ましくは８ｍｍ以下とする。
　［電極保持工程］
　上述の通電工程の後、電極保持工程を行う。電極保持工程とは、通電完了後に一定加圧力で溶接電極を保持することで、ブローホールの発生抑止を目的とする工程である。
　電極保持工程は、電極解放時の温度制御の観点から、通電終了後の加圧力保持時間をＴｈ（Ｓ）としたとき、加圧力保持時間（Ｔｈ）が以下の式（５）および式（６）の関係を満たす。これにより、本発明の効果を有効に得ることができる。
（１／ｄａ＋ｔ＋ＴＳ／１０００）／１１０＜ Ｔｈ ＜ ｛－（１／ｄａ＋１／ｔ＋ＴＳ／１０００）／６５｝＋１…（５）
０＜Ｔｈ　…（６）
ここで、式（５）における、ｄａは上記領域Ａの母材部における板厚方向の厚さ（μｍ）であり、ｔは上記Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板の板厚（ｍｍ）であり、ＴＳは上記Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板の引張強度（ＭＰａ）である。
　加圧力保持時間（Ｔｈ）が過小であると、電極解放時の温度が増加してＬＭＥ割れが発生しやすくなる。一方、加圧力保持時間（Ｔｈ）が過大であると、溶接１打点あたりのタクトタイムが増加することで生産性が低下する。これとともに、溶接部の冷却速度が増加することで溶接部の組織が脆くなるため、継手強度が低下したり、溶接部の遅れ破壊が発生しやすくなったりする。
　領域Ａの母材部における板厚方向の厚さ（ｄａ）が薄いほど液体Ｚｎの侵入を抑制するバリア層としての機能が減少し、ＬＭＥ割れ抑制効果が小さくなる。そのため、加圧力保持時間（Ｔｈ）の下限値を大きくする必要がある。また、Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板の板厚（ｔ）の増加ととも溶接部の冷却速度が低下するため、Ｔｈの下限値は大きくする必要がある。さらに、Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板の引張強度（ＴＳ）の増加とともに溶接部の組織が脆くなりやすく、ＬＭＥ割れも発生しやすくなるため、Ｔｈの下限値は大きくする必要がある。一方、ｄａは母材鋼板よりも軟質な層である。そのため、ｄａが薄いほど溶接部の鋼板表層の組織が脆くなりやすいため、Ｔｈの上限値は小さくする必要がある。また、板厚（ｔ）が薄く溶接部の冷却速度が大きい場合、またはＳｉ含有亜鉛めっき鋼板のＴＳが高い場合、溶接部の組織が脆くなりやすくなる。そのため、Ｔｈの上限値は小さくする必要がある。
　このような理由から、加圧力保持時間は、式（５）および式（６）を満足する時間とする。式（５）の下限は、好ましくは（１／ｄａ＋ｔ＋ＴＳ／１０００）／１１０＋０．０２以上とする。式（５）の上限は、好ましくは｛－（１／ｄａ＋１／ｔ＋ＴＳ／１０００）／６５｝＋０．９以下とする。
また、式（６）の下限は好ましくは０．０２以上とする。式（６）の上限は好ましくは１．０以下とする。なお、前記領域Ａを有するＳｉ含有亜鉛めっき鋼板が２枚以上重ねあわせられた板組の場合は、いずれか１枚が（５）（６）式を充足すればよい。
　以下、本発明の作用および効果について、実施例を用いて説明する。なお、本発明は以下の実施例に限定されない。
　表１に示す板組を用いて、表２に示す溶接条件で溶接継手（溶接部材）を作製した。なお、板組は、表１に示す鋼板１、鋼板２、鋼板３の順に、上側から配置して重ね合わせた。表１のめっき欄に示す「ＧＡ」とは合金化溶融亜鉛めっき層を有する鋼板を指し、「ＧＩ」とは溶融亜鉛めっき層を有する鋼板を指すものとした。また、表３の「加圧直前の状態」欄に示す符号は、上述の溶接施工外乱に示した（ａ）～（ｅ）に対応するものとした。また、溶接装置には、溶接ガンに取付けられたサーボモータ加圧式で単相交流（５０Ｈｚ）の抵抗溶接機を用いた。使用した１対の電極チップは、先端の曲率半径Ｒ４０ｍｍ、先端径６ｍｍを有するクロム銅のＤＲ型電極とした。
　また、表１の「引張強度」欄には、各鋼板から圧延方向にＪＩＳ　５号引張試験片を採取し、ＪＩＳ　Ｚ　２２４１に準拠して引張試験を行い測定した引張強度（ＭＰａ）を示す。
　以下に示す方法で、溶接継手のＴＳＳおよびＬＭＥ割れの有無を評価した。また、以下の方法で、溶接継手における厚さ（ｔall、ｔweld）、上記領域Ａの板厚方向の各厚さ（ｄａおよびｄｗａ）を測定した。
　＜各厚さの測定＞
　　［ｔall、ｔweld］
　作製した溶接継手は、溶接部中心を通るようにマイクロカッターで切断し、板厚方向断面を観察した。板組の総板厚（ｔall）は、溶接前の鋼板の板厚を測定し、その総和を総板厚として求めた。また、溶接部の最小厚さ（ｔweld）は、１００μｍ間隔で、ナゲットの幅方向の領域内における板厚方向の大きさを測定し、その最小値を「最小厚さ」とした（図３を参照）。得られた各値を用いて、「ｔweld／ｔall」の値を求めた。
　　［ｄａ、ｄｗａ］
　作製した溶接継手の溶接部中心を切り出し、母材部および溶接熱影響部における鋼板表層に対して走査型電子顕微鏡（ＳＥＭ）とエネルギー分散型Ｘ線検出器（ＥＤＸ）を用いて線分析を行い、ｄａおよびｄｗａを求めた。
　具体的には、まず、作製した溶接継手の溶接部中心を通るようにマイクロカッターで切断し、樹脂埋めした。樹脂埋めした溶接継手断面を研磨して観察用に仕上げた。その後、観察倍率１万倍、加速電圧５ｋＶで試料断面の線分析を実施し、母材部および溶接熱影響部における鋼板表層から板厚方向のＺｎ濃度およびＳｉ濃度のラインプロファイルを得た。得られた濃度ラインプロファイルから、上記Ｚｎ濃度およびＳｉ濃度となる領域Ａと求め、母材部および溶接熱影響部における領域Ａの厚さを算出した。
　ここでは、表２の「評価鋼板」欄に記載した鋼板における各値を、代表値として表２に記載した。
　［ＴＳＳの評価］
　引張せん断強度（ＴＳＳ）の評価は、引張せん断試験方法（ＪＩＳ　Ｚ３１３６）に基づき評価した。引張せん断試験には、表１に示す各鋼板から、せん断引張試験片を切り出した。該せん断引張試験片のサイズは、短手方向の長さ：５０ｍｍ、長手方向の長さ：１５０ｍｍとした。次いで、表１に示す板組および表３に示す溶接条件で抵抗スポット溶接を施して作製した溶接継手（試験片）を用いた。
　また、得られた各試験片（本発明の溶接方法で作製された溶接継手）と比較するために、領域Ａを制御していない比較用継手（すなわち、Ｓｉ含有鋼板の表層に領域Ａを有していない、上記母材部における領域Ａの厚さがｄａ＝０となる溶接継手）も作製した。比較用継手も、同様の引張せん断試験方法に基づき、ＴＳＳを評価した。
　ＴＳＳ評価時の試験片形状はＪＩＳ　Ｚ３１３６に準拠したが、３枚重ねの板組（表１の板組Ｎｏ．Ｈ）においては、図６に示すように、鋼板１ｂ－鋼板１ｃ間に引張負荷を与える評価を実施した。
　なお、ＴＳＳを評価する溶接継手の作製においては、溶接打点は１点のみとし、表２および３に示す打角および板間隙などの溶接施工外乱は設けなかった。
　そして、以下の基準でＴＳＳを評価した。
＜評価基準＞
Ａ：(本発明の溶接方法で作製された溶接継手のＴＳＳ)／(比較用継手のＴＳＳ)≧０．９
Ｂ：０．９＞(本発明の溶接方法で作製された溶接継手のＴＳＳ)／(比較用継手のＴＳＳ)≧０．８
Ｆ：０．８＞(本発明の溶接方法で作製された溶接継手のＴＳＳ)／(比較用継手のＴＳＳ)
ここでは、評価結果が「Ａ」および「Ｂ」の場合に、合格（優れたせん断引張強度を有する）と評価した。
　［ＬＭＥ割れの評価］
　上述した（ａ）～（ｅ）の溶接施工外乱のうち、１つまたは２つ以上を有する状態で溶接を行い、得られた溶接継手の溶接部中央を通るようにマイクロカッターで切断した後、溶接部の板厚方向の断面観察を行った。その観察結果から、以下の基準でＬＭＥ割れの有無を評価した。具体的には、表３に示す各溶接条件でそれぞれ１０体の溶接継手を作製し、鋼板間の合わせ面側で断面観察を行い、ＬＭＥ割れを確認した。なお、表２の「評価鋼板」欄に記載の鋼板の溶接部において、鋼板間の合わせ面側での断面観察を行い、評価した。
＜評価基準＞
Ａ：１０体すべて割れ無し
Ｂ：割れ発生した溶接継手が２体以下、かつ割れ深さの最大値が１００μｍ未満
Ｆ：割れ発生した溶接継手が３体以上、または割れ深さの最大値が１００μｍ以上
ここでは、評価結果がＡおよびＢの場合に、合格と評価した。
　得られた各値および評価結果を、表２および表３にそれぞれ示した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
　表３から明らかなように、発明例となる溶接継手（溶接部材）の評価結果は、すべてＡまたはＢであった。本発明によれば、溶接部の強度の確保と、ＬＭＥ割れの抑止とを両立をできることがわかった。
　　１ａ、１ｂ、１ｃ　　鋼板
　　２　　　　Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板
　　２ａ　　　亜鉛めっき層
　　２ｂ　　　領域Ａ
　　２ｃ　　　Ｓｉ含有鋼板（母材）
　　４、５　　溶接電極
　　６　　　　溶接部
　　６ａ　　　ナゲット
　　６ｂ　　　溶接熱影響部
　　７　　　　鋼板の合わせ面
　　８　　　　溶接打点
　１０　　　　溶接部材

Claims (6)

  1. 　２枚以上の鋼板を重ね合わせた板組が抵抗スポット溶接された抵抗スポット溶接部を有する溶接部材であって、
    　前記板組の総板厚をｔall（ｍｍ）、前記抵抗スポット溶接部の最小厚さをｔweld（ｍｍ）としたとき、ｔallおよびｔweldが式（１）を満たし、
    　前記２枚以上の鋼板のうち少なくとも１枚は、Ｓｉを０．５～３．０質量％含有するＳｉ含有亜鉛めっき鋼板であり、
    かつ、前記Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板における、Ｚｎ濃度が５．０質量％以下およびＳｉ濃度が０．５質量％未満となる領域を領域Ａとし、母材部における前記領域Ａの板厚方向の厚さをｄａ（μｍ）としたとき、前記領域Ａは亜鉛めっき層の下層に形成されるとともに、ｄａが式（２）を満たす、溶接部材。
    ０．５＜ｔweld／ｔall＜１．０　…（１）
    ２＜ｄａ＜１０　…（２）
  2. 　前記Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板側の前記抵抗スポット溶接部では、
    ナゲット端から母材部方向へ２００μｍ離れた位置でのコロナボンドにおける前記領域Ａの板厚方向の厚さをｄｗａ（μｍ）としたとき、ｄｗａが式（３）を満たす、請求項１に記載の溶接部材。
    ０＜ｄｗａ＜８　…（３）
  3. 　前記Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板は、前記領域ＡにＦｅ系めっき層が含まれる、請求項１または２に記載の溶接部材。
  4. 　前記鋼板の引張強度をＴＳ（ＭＰａ）としたとき、
    前記Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板は、ＴＳ≧９８０である、請求項１～３のいずれか１項に記載の溶接部材。
  5. 　前記抵抗スポット溶接部の溶接打点中心から前記鋼板端面までの最短距離の平均値が３ｍｍ以上であり、
    かつ、複数の溶接打点がある場合には、隣り合う溶接打点同士の打点中心間の平均距離が６ｍｍ以上である、請求項１～４のいずれか１項に記載の溶接部材。
  6. 　請求項１～５のいずれか１項に記載の溶接部材の製造方法であって、
    　２枚以上の鋼板を重ね合わせて板組とする準備工程と、前記板組を抵抗スポット溶接する溶接工程と、を有し、
    　前記溶接工程は、
    　前記板組を一対の溶接電極で挟持し、加圧しながら通電して接合を行う際に、
    少なくとも１箇所の溶接打点については、前記溶接電極による加圧を行う直前に、（ａ）～（ｅ）の１つまたは２つ以上の状態を満たし、
    かつ、前記通電は、加圧力：２．０～１０．０ｋＮ、溶接電流：４．０～１５．０ｋＡ、通電時間：０．１～２．０Ｓで行う通電工程と、
    　通電終了後の加圧力保持時間をＴｈ（Ｓ）としたとき、Ｔｈが式（５）および式（６）の関係を満たす電極保持工程と、を有する、溶接部材の製造方法。
    （ａ）溶接電極と重ね合わせた鋼板との打角が０．２度以上である状態
    （ｂ）一対の溶接電極の芯ずれ量が０．１ｍｍ以上である状態
    （ｃ）いずれかの溶接電極と重ね合わせた鋼板との間に隙間が０．５ｍｍ以上ある状態
    （ｄ）重ね合わせた鋼板のうち、少なくとも１組以上の鋼板間に隙間が０．５ｍｍ以上ある状態
    （ｅ）溶接打点中心から重ね合わせた鋼板における鋼板端面までの最短距離が１０ｍｍ以下である状態
    （１／ｄａ＋ｔ＋ＴＳ／１０００）／１１０＜ Ｔｈ ＜ ｛－（１／ｄａ＋１／ｔ＋ＴＳ／１０００）／６５｝＋１　…（５）
    ０＜Ｔｈ　…（６）
    ここで、式（５）における、ｄａは前記領域Ａの母材部における板厚方向の厚さ（μｍ）であり、ｔは前記Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板の板厚（ｍｍ）であり、ＴＳは前記Ｓｉ含有亜鉛めっき鋼板の引張強度（ＭＰａ）である。
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