次に、本発明の高強度鋼板の具体的な実� ��例を示す。当該実施例は実験室レベルで鋼� ��を製造したものであり、製造にあたっての� ��空溶解、圧延、焼鈍等の設備は、量産設備� ��比べて勿論小型のものであるが、この実施� ��の結果は、量産設備での製造に何ら制約を� ��えるものではない。

<実施例1>
 ここでは、C等量が0.4未満と比較的低い鋼板 の例を述べる。スラブ1~8を真空溶解して溶製 し、作製した。これらスラブ1~8の化学組成を 表1に示す。表1で表示する元素以外の残部はF eである。

 次に、スラブ1~8に対して、表2に示す諸条 件で圧延および焼鈍の処理を施し、処理条件 の違いによって本発明品である発明鋼板1~7と 、本発明から逸脱する比較鋼板1を作製した� �なお、焼鈍処理における加熱温度、加熱温� �変更のタイミング、温度保持時間等の焼鈍� �ターンは、図8に示すパターン1、2の2種類と� ��、これら焼鈍パターンを各スラブに適宜に� ��り分けた。また、表1に示す化学組成を有す る市販材1~8の鋼板を、表2に示すように本発� �から逸脱する比較鋼板2~9とする。これら比� �鋼板2~9は市販材であるが故に製造条件に関� �ては確認できず、したがって表2において比� ��鋼板2~9の製造条件は記載していない。また� ��表3に、発明鋼板1~7と比較鋼板1~9の焼鈍組織 などを示す。

 表3に示した金属組織(フェライト、残留� �ーステナイト、マルテンサイト、ベイナイ� �、セメンタイトおよびパーライト)は、次の� ��うに判定した。すなわち、圧延後の鋼板か� ��圧延方向に平行な断面を切り出し、この断� ��をナイタール等でエッチングした後に、走� ��型電子顕微鏡で倍率5000倍で撮影した2次電� �像(以下、SEM写真と称する)を観察して判定し た。

 また、このSEM写真から、硬質第2相の平均面 積率と、硬質第2相を除外したフェライト部� �うちの、ナノ結晶粒(ナノフェライト)の面積 率を測定した。さらに、ナノフェライトの平 均粒径dsと、ミクロンオーダーの結晶粒であ� ��ミクロフェライトの平均粒径dLの比率「dL/ds 」を求めた。ナノフェライトは粒径が1.2μm以 下の結晶粒であり、ミクロフェライトは粒径 が1.2μmを超える結晶粒である。なお、ここで の平均粒径とは、SEM写真において、画像解析 により全てのフェライト粒の面積を測定し、 それぞれの面積から求めた円相当径を意味す る。具体的には、画像解析により求めたフェ ライト粒の面積をSi(i=1,2,3…)とすると、円相� ��径Di(i=1,2,3…)は、「Di=2(Si/3.14) ^1/2  」から求められる。これらの算出値を表3に� �す。

 次に、発明鋼板1~7および比較鋼板1~9から� ��圧延方向と平行な方向が引張り軸となるよ� ��に、図9に示すダンベル形状の引張り試験片 を切り出して作製した。そして、引張り試験 片を用いて引張り試験を行い、得られた応力 歪み線図から、降伏点(YP)、引張り強度(TS)を� ��め、さらに、真歪み3%での真応力、真歪み7% での真応力、真歪み3~7%の間における応力歪� �線図の傾きdσ/dε、真歪み3~7%の間におけるn� �、真歪み5~15%の間におけるn値、および全伸� �(t-El)を求めた。それらの値を表4に示す。

 図1は、発明鋼板と比較鋼板の応力歪み曲 線の代表例として、発明鋼板4と比較鋼板7の� ��称応力公称歪み線図を示している。図1によ ると、発明鋼板においては、特に歪み10%以下 の領域で大きな加工硬化能を有していること が判る。

 図3は、前述したように、発明鋼板4を引� �り変形させた後に、試験片の平行部から、� �察面が引張り方向すなわち圧延方向と平行� �断面となるように薄膜を採取し、その薄膜� �透過型電子顕微鏡(TEM)にて観察した明視野像 であり、図4は、その視野像の模式図である� �これら図によれば、全体的に暗い部分の硬� �第2相と、比較的明るい部分である母相のフ� ��ライトが混在している様子が判る。そして� ��母相のフェライトには非常に高い密度で転� ��が存在し、さらにその転位は、一般的に金� ��の変形組織に見られる転位セル組織を形成� ��ていない。

 次に、表2に示した発明鋼板1~7および比較 鋼板1~9の各鋼板から、図10および図11に示す� �面矩形状の筒型部材1(発明部材と比較部材)� �試験片としてそれぞれ作製した。筒型部材1� ��、断面ハット状に折り曲げ加工して幅方向� ��端部にフランジ2aを有するハット部2のフラ� ��ジ2aに、平板状の背板3を溶接して筒状とし� ��もので、自動車のフレーム(車両用強度部材 )の一部に見立てたものである。ハット部2の4 箇所の直角の屈曲部は、半径5mmのポンチを用 いて折り曲げ加工して形成した。図10に示す� ��型部材1はフランジ2aと背板3との溶接をTIG溶 接で行い、図11に示す筒型部材1はフランジ2a� ��背板3との溶接をスポット溶接(各3箇所)で行 った。なお、図10および図11には、合わせて� �法も表示したが、TIG溶接モデル(形状A)とス� �ット溶接モデル(形状B)とでは、寸法に若干� �相違がある。

 上記のように、発明鋼板1~7および比較鋼� ��1~9を用いてTIG溶接モデルとスポット溶接モ� ��ルの筒型部材1をそれぞれ作製したら、次い で、これら筒型部材1の両端に、図12に示すよ うに(図12の筒型部材1はスポット溶接モデル� �ある)天板4と地板5とをTIG溶接によって接合� �て、圧潰試験体を作製した。天板4と地板5は 正方形状の鋼板であり、地板4の方が天板3よ� ��も面積が大きい。筒型部材1は、天板4およ� �地板5の各中央部に配されている。

 作製した各圧潰試験体につき、圧潰試験� ��行った。圧潰試験は、図13に示すような自� �落下式の落錘試験機を用い、ロードセル11で 支持されたベースプレート12に地板5の四隅を ボルト13で固定して筒型部材1を立てて支持し 、上方から落錘14を落下させて筒型部材1を上 から押し潰す方法を採用した。圧潰試験の条 件は、落錘14の重さ約100kg、落下高さ11m、衝� �時の落錘速度は約50km毎時とし、筒型部材1に 生じた圧潰ストローク(筒型部材1の圧潰前の� ��長から圧潰後の全長を引いた値)と、圧潰時 に発生した荷重を測定した。また、各試験体 につき、吸収エネルギーと初期反力を求める とともに、筒型部材1の圧潰後の座屈変形状� �を確認した。

 表5は、圧潰ストロークが60mmにおける吸� �エネルギー、初期反力および座屈変形状態� �結果につき、試験体のいくつか(発明部材1~3� ��よび比較部材1~9)を抜粋して示したものであ る。表5での部材形状とは、前述したようにA� ��TIG溶接モデル、Bがスポット溶接モデルのこ とである。

 図14は、引張り試験で求められた真歪み3% での変形応力と圧潰試験で測定された初期反 力との関係を、発明部材3と、比較部材4~9に� �いて示したものである。また、図15は、引張 り試験で求められた真歪み7%での変形応力と� ��潰試験で測定された圧潰ストローク60mmまで の吸収エネルギーとの関係を、発明部材3と� �比較部材4~9について示したものである。こ� �ら2つの図には相関関係が見られ、したがっ� ��、初期反力は3%変形応力で決まり、吸収エ� �ルギーは7%変形応力で決まるということが言 える。このことは、両者の差、つまり応力勾 配を大きくすれば、低い初期反力と高い吸収 エネルギーを両立できるということであり、 本発明の技術思想を実証している。

 図16は、圧潰試験で測定された初期反力� �圧潰ストローク60mmまでの吸収エネルギーと� ��関係を、TIG溶接モデル(形状A)の発明部材1、 2と、比較部材1~3について示したものである� �また、図17は、圧潰試験で測定された初期反 力と圧潰ストローク60mmまでの吸収エネルギ� �との関係を、スポット溶接モデル(形状B)の� �明部材3と、比較部材4~9について示したもの� ��ある。これらの図から判るように、発明部� ��は、吸収エネルギーが比較部材よりも高い� ��同等であるにもかかわらず、初期反力が比� ��部材と同等もしくは低いものがあり、初期� ��力と吸収エネルギーのバランスが良好であ� ��ことが判る。

 図18は、発明部材3と比較部材6、7につき� �圧潰試験で求めた圧潰ストロークと圧潰荷� �との関係を示しており、図19は、これら部材 の圧潰ストロークと吸収エネルギーとの関係 を示している。図18では、圧潰ストロークが5 mmまでの間に荷重が突出して増す初期反力が� ��れ、その後の比較的低い荷重の増減が蛇腹� ��に座屈している様子が表れている。

 図18で明らかなように、初期反力に関し� �は比較部材6が低いものの、この比較部材6は 図19に示されるように吸収エネルギーも低い� ��また、比較部材7は吸収エネルギーおよび初 期反力のいずれも高い。したがって比較部材 6、7は、低い初期反力と高い吸収エネルギー� ��良好とされる耐衝撃性能に関しては、いず� ��か一方の特性に偏っている。

 この点、発明部材3は、初期反力が低く、 かつ、吸収エネルギーは高いといった相反す る特性を兼ね備えている。例えば、1.5kJのエ� ��ルギーを吸収するために、比較部材6では40m mに近い圧潰ストロークが必要であるが、発� �部材3では30mm強の圧潰ストロークで十分であ り、初期反力は両者同等であるため、発明部 材の方が衝撃吸収性に優れている。また、比 較部材7では30mmの圧潰ストロークで発明部材3 と同等の吸収エネルギーを得ることはできる ものの初期反力が高いため、部材としての総 合特性は発明部材よりも比較部材の方が劣る 。

 このように本発明鋼板からなる強度部材� ��、従来の高強度鋼板では得られなかった優� ��た耐衝撃性能、すなわち初期反力を抑制し� ��がら吸収エネルギーを増加させるという相� ��する特性をバランスよく有している。この� ��め、発明鋼板を車体のフロントフレーム等� ��車両用強度部材に適用すれば、部材長さの� ��縮による車体の軽量化やフロントオーバー� ��ングの短縮による運動性能の向上など、車� ��構成上の長所を実現することができる。

<実施例2>
 次に、C等量が0.4以上と比較的高い鋼板の例 について述べる。スラブ9~16を真空溶解して� �製し、作製した。これらスラブの化学組成� �表6に示す。表6で表示する元素以外の残部は Feである。

 次に、スラブ9~16に対して、表7に示す諸� �件で圧延および焼鈍の処理を施し、処理条� �の違いによって本発明品である発明鋼板8~12� ��、比較鋼板10~12を作製した。なお、焼鈍処� �における加熱温度、加熱温度変更のタイミ� �グ、温度保持時間等の焼鈍パターンは、図8� ��示すパターン1とした。また、表6に示す化� �組成を有する市販材9~16の鋼板を、表7に示す ように本発明から逸脱する比較鋼板13~20とす� ��。これら比較鋼板13~20は市販材であるが故� �製造条件に関しては確認できず、したがっ� �表7において比較鋼板13~20の製造条件は記載� �ていない。また、表8に、発明鋼板8~12と比較 鋼板10~20の焼鈍組織などを示す。

 表8に示した金属組織(フェライト、残留� �ーステナイト、マルテンサイト、ベイナイ� �、セメンタイトおよびパーライト)は、実施� ��1と同様な方法で判定した。

 また、実施例1と同様に、SEM写真から、硬 質第2相の平均面積率と、硬質第2相を除外し� ��フェライト部のうちの、ナノ結晶粒(ナノフ ェライト)の面積率を測定した。さらに、ナ� �フェライトの平均粒径dsと、ミクロンオーダ ーの結晶粒であるミクロフェライトの平均粒 径dLの比率「dL/ds」を求めた。これらの算出� �を表8に示す。

 次に、表7および表8に示す発明鋼板8~12お� ��び比較鋼板10~20から、圧延方向と平行な方� �が引張り軸となるように、図9に示すダンベ� ��形状の引張り試験片を切り出して作製した� ��そして、引張り試験片を用いて引張り試験� ��行い、得られた応力歪み線図から、降伏点( YP)、引張り強度(TS)を求め、さらに、真歪み3% での真応力、真歪み7%での真応力、真歪み3~7% の間における応力歪み線図の傾きdσ/dε、真� �み3~7%の間におけるn値、真歪み5~15%の間にお� ��るn値、および全伸び(t-El)を求めた。それら の値を表9に示す。

 図2は、発明鋼板と比較鋼板の応力歪み曲 線の代表例として、発明鋼板12と比較鋼板10� �公称応力公称歪み線図を示している。図2に� ��ると、発明鋼板おいては、特に歪み10%以下� ��領域で大きな加工硬化能を有していること� ��判る。

 図5は、前述したように、発明鋼板12を引� ��り変形させた後に、試験片の平行部から、� ��察面が引張り方向すなわち圧延方向と平行� ��断面となるように薄膜を採取し、その薄膜� ��透過型電子顕微鏡(TEM)にて観察した明視野� �であり、図6は、その視野像の模式図である� ��これら図によれば、全体的に暗い部分の硬� ��第2相と、比較的明るい部分である母相のフ ェライトが混在している様子が判る。そして 、母相のフェライトには非常に高い密度で転 位が存在し、さらにその転位は、一般的に金 属の変形組織に見られる転位セル組織を形成 していない。

 次に、表7および表8に示す発明鋼板8~12お� ��び比較鋼板10~20の各鋼板から、実施例1と同� ��に、図10および図11に示す断面矩形状の筒型 部材1(発明部材と比較部材)を試験片としてそ れぞれ作製した。TIG溶接については、JIS Z 3 316 のTIG用溶加棒YGT-50を使用し、溶接電流約2 0Aで実施した。

 上記のように、発明鋼板8~12および比較鋼 板10~20を用いてTIG溶接モデルとスポット溶接� ��デルの筒型部材1をそれぞれ作製したら、次 いで、これら筒型部材1を用いて、実施例1と� ��様に図12に示す圧潰試験体を作製した。

 作製した各圧潰試験体につき、図13に示� �ような自由落下式の落錘試験機を用いて、� �施例1と同様な方法で圧潰試験を行った。圧� ��試験の条件は実施例1と同様とし、筒型部材 に生じた圧潰ストローク(筒型部材の圧潰前� �全長から圧潰後の全長を引いた値)と、圧潰� ��に発生した荷重を測定した。また、各試験� ��につき、吸収エネルギーと初期反力を求め� ��とともに、筒型部材の圧潰後の座屈変形状� ��を確認した。

 表10に、圧潰ストロークが60mmにおける吸� ��エネルギー、初期反力および座屈変形状態� ��結果を、筒型部材が発明鋼板11からなる発� �部材4の試験体と、筒型部材が発明鋼板11、� �較鋼板10および比較鋼板13~20からなる比較部� ��10~20の試験体について示す。表10での部材形 状とは、前述したようにAがTIG溶接モデル、B� ��スポット溶接モデルのことである。なお、� ��10に示した発明部材4はスポット溶接であっ� ��、後述する溶接条件が表11の発明部材12にし たがったものである。また、スポット溶接で 作製された比較部材11(発明鋼板11からなるが� ��スポット溶接条件が本発明以外であり、こ� ��では比較部材としている)の溶接条件は、表 12の比較部材39にしたがったものである。ま� �、比較部材15~20の溶接条件は表10に示した通� ��であり、テンパー通電は行っていない。

 図20は、発明部材4と比較部材18、19の試験 体につき、圧潰試験で求めた圧潰ストローク と圧潰荷重との関係を示しており、図21は、� ��れら試験体の圧潰ストロークと吸収エネル� ��ーとの関係を示している。図20では、圧潰� �トロークが5mmまでの間に荷重が突出して増� �初期反力が現れ、その後の比較的低い荷重� �増減が蛇腹状に座屈している様子が表れて� �る。

 図20で明らかなように、発明部材4の初期� ��力は比較部材18と同等であるが、圧潰スト� �ークが10mmを超えてからの発生荷重に関して� ��、発明部材4が平均して高い。これは、発明 部材4の加工硬化が非常に大きいため、圧潰� �ることによって鋼板の応力が大きく上昇し� �いることによる。また、初期反力に関して� �比較部材18が発明部材4と同等で低いものの� �この比較部材18は図21に示されるように吸収� ��ネルギーも低い。また、比較部材19は吸収� �ネルギーおよび初期反力のいずれも高い。� �たがって比較部材18、19は、低い初期反力と� ��い吸収エネルギーが良好とされる耐衝撃性� ��に関しては、いずれか一方の特性に偏って� ��る。

 この点、発明部材4は、初期反力が低く、 かつ、吸収エネルギーは高いといった相反す る特性を兼ね備えている。例えば、1.5kJのエ� ��ルギーを吸収するために、比較部材18では40 mm以上の圧潰ストロークが必要であるが、発� ��部材4では30mm強の圧潰ストロークで十分で� �り、初期反力は両者同等であるため、発明� �材の方が衝撃吸収性に優れている。また、� �較部材19では30mmの圧潰ストロークで発明部� �4と同等の吸収エネルギーを得ることはでき� ��ものの初期反力が高いため、部材としての� ��合特性は発明部材よりも比較部材の方が劣� ��。

 表10に示したように、比較部材19では、蛇 腹状の座屈が起こらず曲がりが生じた。比較 部材19は比較鋼板19を用いているが、このよ� �に加工硬化が極端に小さい高強度鋼板では� �座屈が不安定となる。したがって、車両用� �度部材として用いた場合、衝突性能にも変� �が生じやすく、またコンパクトな座屈形態� �はないため、座屈させるためのスペースを� �材周辺に設ける必要もあり、スペース効率� �悪い。

 なお、表10の結果に関して説明を加える� �、比較部材11は、発明鋼板11を用いていなが� ��本発明のスポット溶接の条件以外でスポッ� ��溶接して作製した部材である。この比較部� ��11は、初期反力に関しては、同一鋼板を用� �て本発明のスポット溶接の条件でスポット� �接された発明部材4と同等であるが、圧潰に� ��る変形が始まると、ほぼ同時に溶接部が剥� ��したため、吸収エネルギーは低くなった。� ��果として、初期反力と吸収エネルギーのバ� ��ンスは、従来鋼板と同等のレベルであった� ��また、比較部材20は、素材の比較鋼板20であ る市販材16がオーステナイトステンレス(SUS304 L)である。比較鋼板20は、表9に示すように5~15 %のn値が0.338と高いが、平均応力勾配は2084MPa� ��低く、圧潰試験の結果からみると、初期反� ��と吸収エネルギーのバランスは従来鋼板と� ��等である。

 以上から、本発明鋼板は、従来の高強度� ��板では得られなかった優れた耐衝撃性能、� ��なわち初期反力を抑制しながら吸収エネル� ��ーを増加させるという相反する特性をバラ� ��スよく有している。このため、発明鋼板を� ��体のフロントフレーム等の車両用強度部材� ��適用すれば、部材長さの短縮による車体の� ��量化やフロントオーバーハングの短縮によ� ��運動性能の向上など、車両構成上の長所を� ��現することができる。

 図22は、引張り試験で求められた真歪み3% での変形応力と圧潰試験で測定された初期反 力との関係を、表10に示す発明部材4と、比較 部材16~20について示したものである。また、� ��23は、引張り試験で求められた真歪み7%での 変形応力と圧潰試験で測定された圧潰ストロ ーク60mmまでの吸収エネルギーとの関係を、� �明部材4と、比較部材16~20について示したも� �である。これら2つの図には相関関係が見ら� ��、したがって、初期反力は3%変形応力で決� �り、吸収エネルギーは7%変形応力で決まると いうことが言える。このことは、両者の差、 つまり応力勾配を大きくすれば、低い初期反 力と高い吸収エネルギーを両立できるという ことであり、本発明の技術思想を実証してい る。

 図24は、圧潰試験で測定された圧潰スト� �ーク60mmまでの初期反力と吸収エネルギーと� ��関係を、スポット溶接モデル(形状B)の発明� ��材4と比較部材11、16~20について示したもの� �ある。また、図25は、圧潰試験で測定された 初期反力と圧潰ストローク60mmまでの吸収エ� �ルギーとの関係を、TIG溶接モデル(形状A)の� �較部材10、12~14について示したものである。� ��24によれば、発明部材は、吸収エネルギー� �比較部材よりも高いか同等であるにもかか� �らず、初期反力が比較部材と同等もしくは� �く、初期反力と吸収エネルギーのバランス� �良好であることが判る。また、図25によれば 、TIG溶接の4例のうち、C当量が0.4以上である� ��較部材10の初期反力と吸収エネルギーのバ� �ンスが特に悪いことが判る。その他の比較� �材12、13、14は、市販材である比較鋼板14、15� ��17にそれぞれ対応するが、いずれもC当量が0 .4未満である。すなわち、C当量が0.4以上の鋼 板においては、通常の溶接による接合方法を 用いることが困難であることを示している。

 次に、表8に示した発明鋼板11を、表11に� �すスポット溶接条件によって接合し、スポ� �ト溶接の際の主にテンパー通電条件を変更� �せたテンパー通電試験の試料として、発明� �材5~13および比較部材21~36を作製した。テン� �ー通電とは、スポット溶接のために通電し� �後に、所定の焼戻し温度で加熱され得る電� �で所定時間通電することであり、接合のた� �の通電である接合通電とは異なっている。

 作製したテンパー通電試料の発明部材5~13お よび比較部材21~36について引張り剪断強度を� ��定し、また、いくつかの試料を抽出してス� ��ット溶接で生じたナゲットの中心部分のビ� ��カース硬度を測定した。これらの結果を表1 1に併記するとともに、図26に「(テンパー通� �電流I) ² ×(テンパー通電時間t) ^0.5 」すなわちI ² ×t ^0.5 と引張り剪断強度との関係を示す。本発明は 、20≦I ² ×t ^0.5 ≦40をテンパー通電の条件としている。また� ��図27は、表11に掲げた結果を基にして、テン パー通電の際のI ² ×t ^0.5 とスポット溶接で生じたナゲット中心部のビ ッカース硬度との関係を示している。本発明 は、ナゲット中心部の硬度がビッカース硬度 :600以下であることを特徴としている。さら� �図28は、ナゲット中心部のビッカース硬度と 引張り剪断強度との関係を示している。

 図26によれば、テンパー通電の際のI ² ×t ^0.5 が20~40の範囲にある発明部材においては引張� ��剪断強度が比較部材よりも高く、12kN以上の 引張り剪断強度が得られており、本発明が強 度の面で大幅に優位であることが判る。また 、図27によれば、テンパー通電の際のI ² ×t ^0.5 が20~40の範囲にある発明部材においてはビッ� ��ース硬度が600以下であることが確保されて� ��り、これ以外の範囲の比較部材は、全てビ� ��カース硬度が600以上を示している。したが� ��て、本発明のようにテンパー通電を20≦I ² ×t ^0.5 ≦40の条件で行うことにより、ビッカース硬� ��が600より低くなり、これに伴って12kNを超え る高い引張り剪断強度を安定して得ることが できる(図28参照)。

 図29は、表11の発明部材8の引張り後にお� �るナゲット部の外観写真である。これによ� �と、ナゲットはボタン状に破断しており、� �つ、亀裂がナゲットの周囲の母材に達して� �ることが確認され、ナゲットの靭性が向上� �て溶接強度が高いことが判る。

 一方、図30は、表11の比較部材27の引張り� ��におけるナゲット部の外観写真である。こ� ��場合には、ボタン状のナゲット部が残らな� ��シャー破断になっており、これはテンパー� ��電時間が長いために焼戻し脆化域に達して� ��ゲットの靭性が低下したためと推測される� ��

 次に、表7に示した発明鋼板11を、表12に� �すスポット溶接条件(接合通電電流および接� ��通電時間)によって接合し、接合時の通電条 件を変更させた接合通電試験の試料として、 発明部材14~20および比較部材37~43を作製した� �そして、作製した接合通電試料についてナ� �ットの直径、HAZの直径、HAZ直径/ナゲット直� ��および引張り剪断強度を測定した。その結� ��を表12に併記するとともに、図31に接合通電 時間とHAZ直径/ナゲット直径との関係、図32に HAZ直径/ナゲット直径と引張り剪断強度との� �係を示す。

 図31によれば、接合通電時間が0.6秒以上� �発明部材において、HAZ直径/ナゲット直径の� ��が1.6以上、すなわちHAZ直径がナゲット直径� ��1.6倍以上に確保されることが判る。そして� ��図32によれば、HAZ直径/ナゲット直径の値が1 .6以上の発明部材が、HAZ直径/ナゲット直径の 値が1.6以下の比較部材よりも引張り剪断強度 が高いことが判る。接合通電時間が2.5秒を上 回ってもHAZ直径/ナゲット直径の値がさらに� �昇することは望めず、したがって引張り剪� �強度も飽和傾向になると予測され、したが� �て接合通電時間は0.5~2.5秒が適切であること� ��確認された

 図33は、表12の発明部材17の引張り後にお� ��るナゲット部の外観写真である。これによ� ��と、溶接時の加熱によって変色しているHAZ� ��広く形成されており、また、亀裂がナゲッ� ��部からHAZへ到達して母材へ向かう方向に伸� ��ており、溶接強度が高いことが判る。

 一方、図34は、表12の比較部材38の引張り� ��におけるナゲット部の外観写真である。こ� ��場合には、破断がナゲット内部のみにおい� ��脆性的に生じていることが観察され、した� ��って引張り剪断強度に比例する溶接強度は� ��図32で明らかなように発明部材よりも劣る� �とが判る。