JP5987982B2 - スポット溶接継手及びスポット溶接方法 - Google Patents

Description

本発明は、複数枚の鋼板を重ね合せてスポット溶接することにより形成される継手に関するものである。

近年、自動車分野では、低燃費化やＣＯ_２排出量の削減のため、車体を軽量化することが求められている。また、衝突安全性の向上のため、車体部材を高強度化することが求められている。これらの要求を満たすためには、車体や部品等に高強度鋼板を使用することが有効である。車体の組立や部品の取付け等には、主として、スポット溶接が使われている。引張強度が７５０ＭＰａ以上の鋼板を少なくとも１枚含む複数枚の鋼板をスポット溶接する場合には、溶接継手の強度が問題となる。

複数枚の鋼板を重ね合わせ、スポット溶接して形成した継手（以下「スポット溶接継手」とも言う。）において、引張強度は重要な特性である。かかる引張強度には、せん断方向に引張荷重を負荷して測定する引張せん断力（ＴＳＳ）と、剥離方向に引張荷重を負荷して測定する十字引張力（ＣＴＳ）と、がある。なお、引張せん断力と十字引張力の測定方法は、ＪＩＳ Ｚ ３１３６及びＪＩＳ Ｚ ３１３７に規定されている。

引張強度が２７０ＭＰａ〜６００ＭＰａの複数枚の鋼板により形成されるスポット溶接継手のＣＴＳは、鋼板の強度の増加に伴い増加する。したがって、引張強度が２７０ＭＰａ〜６００ＭＰａの鋼板により形成されるスポット溶接継手では、継手強度に関する問題は生じ難い。しかし、引張強度が７５０ＭＰａ以上の鋼板を少なくとも１枚含む複数枚の鋼板により形成されるスポット溶接継手におけるＣＴＳは、鋼板の引張強度が増加しても、増加しないか、又は、減少する。

一般に、引張強度が７５０ＭＰａ以上の鋼板を少なくとも１枚含む複数枚の鋼板により形成されるスポット溶接継手では、ＣＴＳが低下し易い。変形能の低下により溶接部への応力集中が高まることと、溶接部に焼きが入ることにより溶接部の靱性が低下することが、その理由である。このため、引張強度が７５０ＭＰａ以上の鋼板を少なくとも１枚含む複数枚の鋼板により形成されるスポット溶接継手におけるＣＴＳの向上が求められる。

引張強度が７５０ＭＰａ以上の鋼板を少なくとも１枚含む複数枚の鋼板により形成されるスポット溶接継手における強度と靭性を確保する方法として、本通電の後に、後通電を行う２段通電方法がある。
特許文献１には、本通電が終了してから一定時間が経過した後に、テンパー通電を行うことにより、スポット溶接継手（ナゲット部及び熱影響部）を焼鈍して、硬さを低下させる方法が記載されている。

しかし、この方法では、テンパー通電を行う前に、マルテンサイト変態をほぼ完了させる必要がある。このため、本通電の終了後、長い冷却時間が必要になる。さらに、この方法では、ナゲットが軟化してせん断力が低下する。

また、引張強度が７５０ＭＰａ以上の鋼板を少なくとも１枚含む複数枚の鋼板により形成されるスポット溶接継手における強度と靭性を確保する方法として、溶接後に、溶接とは別の加熱手段で溶接部を加熱する方法がある。特許文献２には、溶接後に、溶接部を高周波で加熱して焼戻し処理する方法が記載されている。

しかし、この方法では、溶接後に別工程が必要となり作業手順が煩雑になる。また、この方法では、高周波を利用するための特殊な装置が必要となる。さらに、この方法では、ナゲットが軟化してせん断力が低下する。

また、特許文献３には、本溶接によりナゲットを形成した後に、本溶接電流以上の電流で後通電する方法が記載されている。
しかし、この方法では、後通電時間を長くすると、ナゲット径が拡大するだけで、組織が通常の溶接と同じになる。

特許文献４には、引張強度が４４０ＭＰａ以上の鋼板をスポット溶接する方法が記載されている。この方法では、鋼板の成分組成を、Ｃ×Ｐ≦０．００２５、Ｐ：０．０１５％以下、Ｓ：０．０１％以下に規制する。そして、溶接後、溶接部に３００℃×２０分程度の熱処理を施す。
しかし、この方法では、適用可能な鋼板が限定される。さらに、この方法では、溶接に長時間を要して生産性が低い。

特許文献５には、ナゲット外層域のミクロ組織と、ミクロ組織中の炭化物の平均粒径及び個数密度と、を規定した高強度鋼板（引張強度：７５０〜１８５０ＭＰａ、炭素当量Ｃeq：０．２２〜０．５５質量％）のスポット溶接継手が記載されている。
しかし、ナゲットの外側で破断する場合には、ナゲットの組織は何の寄与もしないので、ミクロ組織に係る規定は意味がない。

特許文献６には、引張強度が９００〜１８５０ＭＰａ、板厚が１．８〜２．８ｍｍの鋼板をスポット溶接する方法が記載されている。この方法では、溶接後、引き続き、溶接電流の０．５倍〜０．９倍の電流で、溶接時間の０．３倍〜０．５倍の時間、後通電を行う。
しかし、この方法では、本溶接と後通電との間の時間についての検討が十分になされておらず、継手強度の向上に寄与するものではない。

特開２００２−１０３０４８号公報 特開２００９−１２５８０１号公報 特開２０１０−１１５７０６号公報 特開２０１０−０５９４５１号公報 国際公開第２０１１−０２５０１５号 特開２０１１−５５４４号公報

以上のような背景から、従来、引張強度が７５０ＭＰａ〜２５００ＭＰａの鋼板を少なくとも１枚含む複数枚の鋼板により形成されるスポット溶接継手においては、靱性が不足し易く、十分に高い十字引張力を確保することが難しい。
そこで、本発明は、７５０ＭＰａ〜２５００ＭＰａの鋼板を少なくとも１枚含む複数枚の鋼板により形成されるスポット溶接継手の十字引張力を向上させることを目的とする。

本発明のスポット溶接継手は、相互に重ね合わせられた複数枚の鋼板によるスポット溶接継手であって、前記スポット溶接継手は、前記複数枚の鋼板、熱影響部、およびナゲットを有し、前記複数枚の鋼板において、少なくとも１枚の鋼板は、引張強度が７５０ＭＰａ〜２５００ＭＰａの高強度鋼板であり、前記高強度鋼板の下記（Ａ）式で表される炭素当量Ｃeqは、０．２０質量％〜０．５５質量％であり、前記熱影響部において、最長部の長さが０．１（μｍ）以上である１０個以上鉄系炭化物が、前記鋼板の板厚方向、板面方向をそれぞれ縦方向、横方向とする一辺が１０（μｍ）の正方形の領域内に存在し、前記正方形の領域は、前記鋼板の表面にある溶接痕の中心を通り、且つ、前記鋼板の板厚方向の断面にあり、前記正方形の領域の中心の位置は、前記断面において、ナゲットの端部の位置から、当該ナゲットの端部を示す線の接線に垂直な方向に１００（μｍ）離れた位置であり、前記接線は、前記正方形の領域を定めるための前記ナゲットの端部の位置における接線であり、前記正方形の領域を定めるための前記ナゲットの端部の位置は、前記スポット溶接継手の前記板厚方向の中心を中心とし、前記板厚方向に沿って、前記複数枚の鋼板の板厚の合計値である総板厚の１／４倍の長さを有する範囲内にある位置であることを特徴とする。
Ｃeq＝[Ｃ]＋[Ｓｉ]／３０＋[Ｍｎ]／２０＋２[Ｐ]＋４[Ｓ] ・・・（Ａ）
前記（Ａ）式における[Ｃ]、[Ｓｉ]、[Ｍｎ]、[Ｐ]、及び[Ｓ]は、それぞれＣ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｐ、及びＳの各含有量（質量％）である。

本発明のスポット溶接方法の第１の例は、複数枚の鋼板を重ね合わせてスポット溶接するスポット溶接方法であって、前記複数枚の鋼板のうち少なくとも１枚の鋼板は、引張強度が７５０ＭＰａ〜２５００ＭＰａの高強度鋼板であり、前記高強度鋼板の下記（Ａ）式で表される炭素当量Ｃeqは、０．２０質量％〜０．５５質量％であり、前記重ね合わせた複数枚の鋼板を、溶接電極により、下記（Ｂ）式を満たす加圧力Ｆ_Ｅ（Ｎ）で加圧した状態で、本溶接電流Ｉ_Ｗ（ｋＡ）を、前記溶接電極に通電する本溶接を行う工程と、前記本溶接が終了すると、下記（Ｂ）式を満たす加圧力Ｆ_Ｅ（Ｎ）を保持して、下記（Ｃ）式を満たす本溶接後冷却時間ｔ_Ｓ（ｍｓｅｃ）、前記複数枚の鋼板を冷却する本溶接後冷却を行う工程と、前記本溶接後冷却が終了すると、下記（Ｂ）式を満たす加圧力Ｆ_Ｅ（Ｎ）を保持して、下記（Ｄ）式を満たす後通電電流Ｉ_Ｐ（ｋＡ）を、下記（Ｅ）式を満たす後通電時間ｔ_Ｐ（ｍｓｅｃ）、前記溶接電極に通電する後通電を行う工程と、前記後通電が終了すると、前記（Ｂ）式を満たす加圧力Ｆ_Ｅ（Ｎ）を、下記（Ｆ）式を満たす保持時間ｔ_Ｈ（ｍｓｅｃ）保持した後、前記加圧力Ｆ_Ｅ（Ｎ）での加圧を解放する工程と、を有することを特徴とする。
Ｃeq＝[Ｃ]＋[Ｓｉ]／３０＋[Ｍｎ]／２０＋２[Ｐ]＋４[Ｓ] ・・・（Ａ）
１９６０×ｈ≦Ｆ_Ｅ≦３９２０×ｈ ・・・（Ｂ）
７×ｈ＋５≦ｔ_Ｓ≦３００ ・・・（Ｃ）
０．６６×Ｉ_Ｗ≦Ｉ_Ｐ＜Ｉ_Ｗ ・・・（Ｄ）
４８／{（Ｉ_Ｐ／Ｉ_Ｗ）^２−０．４４}≦ｔ_Ｐ ・・・（Ｅ）
０≦ｔ_Ｈ≦３００ ・・・（Ｆ）
前記（Ａ）式における[Ｃ]、[Ｓｉ]、[Ｍｎ]、[Ｐ]、及び[Ｓ]は、それぞれＣ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｐ、及びＳの各含有量（質量％）であり、前記（Ｂ）式及び前記（Ｃ）式におけるｈは、前記鋼板の板厚（ｍｍ）である。

本発明のスポット溶接方法の第２の例は、複数枚の鋼板を重ね合わせてスポット溶接するスポット溶接方法であって、前記複数枚の鋼板のうち少なくとも１枚の鋼板は、引張強度が７５０ＭＰａ〜２５００ＭＰａの高強度鋼板であり、前記高強度鋼板の下記（Ａ）式で表される炭素当量Ｃeqは、０．２０質量％〜０．５５質量％であり、前記重ね合わせた複数枚の鋼板を、溶接電極により、下記（Ｂ）式を満たす加圧力Ｆ_Ｅ（Ｎ）で加圧した状態で、下記（Ｃ）式を満たす前通電電流Ｉ_ｆ（ｋＡ）を、下記（Ｄ）式を満たす前通電時間ｔ_ｆ（ｍｓｅｃ）、前記溶接電極に通電する前通電を行う工程と、前記前通電が終了すると、下記（Ｂ）式を満たす加圧力Ｆ_Ｅ（Ｎ）を保持して、下記（Ｅ）式を満たす前通電後冷却時間ｔ_Ｃ（ｍｓｅｃ）、前記複数枚の鋼板を冷却する前通電後冷却を行う工程と、前記前通電後冷却が終了すると、下記（Ｂ）式を満たす加圧力Ｆ_Ｅ（Ｎ）を保持して、本溶接電流Ｉ_Ｗ（ｋＡ）を、前記溶接電極に通電する本溶接を行う工程と、前記本溶接が終了すると、下記（Ｂ）式を満たす加圧力Ｆ_Ｅ（Ｎ）を保持して、下記（Ｆ）式を満たす本溶接後冷却時間ｔ_Ｓ（ｍｓｅｃ）、前記複数枚の鋼板を冷却する本溶接後冷却を行う工程と、前記本溶接後冷却が終了すると、下記（Ｂ）式を満たす加圧力Ｆ_Ｅ（Ｎ）を保持して、下記（Ｇ）式を満たす後通電電流Ｉ_Ｐ（ｋＡ）を、下記（Ｈ）式を満たす後通電時間ｔ_Ｐ（ｍｓｅｃ）、前記溶接電極に通電する後通電を行う工程と、前記後通電が終了すると、前記（Ｂ）式を満たす加圧力Ｆ_Ｅ（Ｎ）を、下記（Ｉ）式を満たす保持時間ｔ_Ｈ（ｍｓｅｃ）保持した後、前記加圧力Ｆ_Ｅ（Ｎ）での加圧を解放する工程と、を有することを特徴とする。
Ｃeq＝[Ｃ]＋[Ｓｉ]／３０＋[Ｍｎ]／２０＋２[Ｐ]＋４[Ｓ] ・・・（Ａ）
１９６０×ｈ≦Ｆ_Ｅ≦３９２０×ｈ ・・・（Ｂ）
０．４０×Ｉ_Ｗ≦Ｉ_ｆ＜Ｉ_Ｗ ・・・（Ｃ）
２０≦ｔ_ｆ ・・・（Ｄ）
０≦ｔ_Ｃ＜２００＋７×ｈ ・・・（Ｅ）
７×ｈ＋５≦ｔ_Ｓ≦３００ ・・・（Ｆ）
０．６６×Ｉ_Ｗ≦Ｉ_Ｐ＜Ｉ_Ｗ ・・・（Ｇ）
４８／{（Ｉ_Ｐ／Ｉ_Ｗ）^２−０．４}≦ｔ_Ｐ ・・・（Ｈ）
０≦ｔ_Ｈ≦３００ ・・・（Ｉ）
前記（Ａ）式における[Ｃ]、[Ｓｉ]、[Ｍｎ]、[Ｐ]、及び[Ｓ]は、それぞれＣ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｐ、及びＳの各含有量（質量％）であり、前記（Ｂ）式、前記（Ｅ）式、及び前記（Ｆ）式におけるｈは、前記鋼板の板厚（ｍｍ）である。

本発明によれば、７５０ＭＰａ〜２５００ＭＰａの鋼板を少なくとも１枚含む複数枚の鋼板により形成されるスポット溶接継手の十字引張力を向上させることができる。

図１は、スポット溶接を開始する際の、２枚の鋼板と溶接電極の配置の一例を示す図である。 図２は、スポット溶接により形成されたナゲットと熱影響部の一例を模式的に示す図である。 図３は、通電パターンの第１の態様例を示す図である。 図４は、凝固してナゲットとなる溶融部の凝固途中の態様の一例を模式的に示す図である。 図５は、本溶接後冷却時間と鋼板の板厚との関係の一例を示す図である。 図６は、後通電時間と、後通電電流を本溶接電流で除した値を自乗した値との関係の第１の例を示す図である。 図７は、後通電時間と、ナゲットの外周部及び熱影響部の脆化の程度との関係の一例を概念的に示す図である。 図８は、通電パターンの第２の態様例を示す図である。 図９は、前通電後冷却時間と鋼板の板厚との関係の一例を示す図である。 図１０は、後通電時間と、後通電電流を本溶接電流で除した値を自乗した値との関係の第２の例を示す図である。 図１１Ａは、非通常溶接の溶接継手の熱影響部の組織の一例を示す図（写真）である。 図１１Ｂは、通常溶接の溶接継手の熱影響部の組織の一例を示す図（写真）である。 図１２Ａは、鉄系炭化物析出条件の一例を説明する図である。 図１２Ｂは、図１２Ａの領域Ａの部分を拡大して示す図である。

本発明者らは、本溶接の後に後通電を行う従来の技術では、引張強度が７５０ＭＰａ〜２５００ＭＰａの鋼板を少なくとも１枚含む複数枚の鋼板により形成されるスポット溶接継手の十字引張力（ＣＴＳ）を十分に向上させることができない理由について、冶金学的視点及び力学的視点から鋭意調査した。なお、以下の説明では、引張強度が７５０ＭＰａ〜２５００ＭＰａの鋼板を必要に応じて「高強度鋼板」と称する。

その結果、前記従来の技術のように、ナゲット内の靱性を改善するだけでは、十字引張試験の際に、ナゲットの内部で生じる低荷重破断を抑制できても、ナゲットの周辺の熱影響部（ＨＡＺ）で生じる低荷重破断を十分に抑制できないことが判明した。
ここで、ナゲットとは、溶接電極間の通電で溶融し、その後、凝固した鋼板の部位のことである。熱影響部とは、Ａｃ１点以上、溶融温度未満に加熱された鋼板の部位のことである。

このように、本発明者らは、信頼性の高いスポット溶接継手を得るためには、ナゲットの内部だけでなく、ナゲットの周辺部の破断荷重をも併せて改善することが必要であることを見出した。そのために、本実施形態では、溶融部の内周に凝固域が形成された後、凝固域と、凝固域を囲む熱影響部を、高温に、長時間、保持する。

以下、本発明の実施形態について説明する。以下に説明する各実施形態は、溶融部の内周に形成された凝固域と、当該凝固域を囲む熱影響部とを、高温に長時間保持することを基本とする。ただし、単に、従来の保持時間を超えて長時間保持するだけでは、信頼性の高い溶接継手を得ることはできない。

［高強度鋼板］
まず、スポット溶接に使用する鋼板について説明する。
（鋼種）
鋼種は特に限定されない。例えば、２相組織型（例えば、フェライト中にマルテンサイトを含む組織、フェライト中にベイナイトを含む組織）、加工誘起変態型（フェライト中に残留オーステナイトを含む組織）、焼入れ型（マルテンサイト組織）、微細結晶型（フェライト主体組織）等、何れの型の鋼種でもよい。

本実施形態では、いずれの鋼種の高強度鋼板を用いたスポット溶接継手でも、継手強度の“低下及びばらつき”を抑制して、破断形態を良好なものとするので、信頼性の高い溶接継手を得ることができる。

なお、高強度鋼板と重ね合わせる鋼板の鋼種も特に限定されない。高強度鋼板の鋼種と異なる鋼種の鋼板でもよい。例えば、高強度鋼板と重ね合わせる鋼板を軟鋼板としてもよい。また、高強度鋼板と重ね合わせる鋼板を、当該高強度鋼板の鋼種と同じ鋼種の鋼板でもよい。

（引張強度）
複数枚重ね合せた鋼板のうち少なくとも１枚の鋼板（高強度鋼板）の引張強度は、７５０ＭＰａ〜２５００ＭＰａとする。通常、高強度鋼板の引張強度が増加するほど、高い継手強度が必要である。スポット溶接継手の十字引張力（ＣＴＳ）は、５９０ＭＰａ〜７８０ＭＰａ級鋼板では、鋼板の強度に比例して増加するが、７８０ＭＰａ以上の強度の鋼板では、減少する。

高強度鋼板の引張強度が７５０ＭＰａ未満であると、元々、十字引張力が高く、また、スポット溶接継手に対する負荷が小さい。したがって、溶接部における破断形態の劣化や、継手強度に関する問題は生じ難い。よって、高強度鋼板の引張強度を７５０ＭＰａ以上とする。

高強度鋼板の引張強度が２５００ＭＰａを超えると、継手強度の“低下とばらつき”を抑制することが難しくなる。さらに、このことに伴い、溶接部における破断形態の劣化、及び、ナゲット内部での欠陥や割れの発生を抑制することが難しくなる。よって、高強度鋼板の引張強度を２５００ＭＰａ以下とする。

なお、高強度鋼板と重ね合せる鋼板の引張強度も特に限定されない。高強度鋼板と重ね合わせる鋼板を、引張強さが７５０ＭＰａ〜２５００ＭＰａの高強度鋼板としてもよいし、引張強度が７５０ＭＰａ未満の鋼板としてもよい。例えば、自動車分野等で使用される鋼部材である場合、使用される鋼部材に応じて、引張強度を選択すればよい。

（板厚）
高強度鋼板の板厚は特に限定されない。例えば、自動車の車体等に一般に用いられている高強度鋼板の板厚（０．５ｍｍ〜３．２ｍｍ）程度であればよい。ただし、高強度鋼板の板厚の増加に伴ってナゲットの周囲での応力集中が増加するので、高強度鋼板の板厚は２．６ｍｍ以下が好ましい。

高強度鋼板と重ね合わせる鋼板の板厚は特に限定されない。重ね合わせる複数枚の鋼板の板厚が、相互に異なっていてもよい。例えば、３枚以上の鋼板を重ね合せる場合、３枚以上の鋼板の各々の板厚が異なっていてもよい。３枚以上の鋼板のうち、少なくとも一枚が高強度鋼板であればよく、その他は軟鋼板でもよい。また、３枚以上の鋼板を重ね合せる場合、少なくとも２枚の鋼板の板厚が同じでもよい。なお、一般に、鋼板の厚さは６ｍｍ以下である。

（炭素当量Ｃeq）
高強度鋼板の、以下の（１）式で表される炭素当量Ｃeqは、０．２０質量％〜０．５５質量％の範囲であるのが好ましい。炭素当量Ｃeqが０．２０質量％未満では、引張強度が、前述した高強度鋼板の引張強度の下限値である７５０ＭＰａ以上の引張強度が得られない。一方、炭素当量Ｃeqが０．５５質量％超では、引張強度が、前述した高強度鋼板の引張強度の上限値である２５００ＭＰａを超えるので、好ましくない。高強度鋼板と重ね合せる鋼板のＣeqは、どのような値でもよい。
Ｃeq＝[Ｃ]＋[Ｓｉ]／３０＋[Ｍｎ]／２０＋２[Ｐ]＋４[Ｓ] ・・・（１）
[Ｃ]、[Ｓｉ]、[Ｍｎ]、[Ｐ]、及び[Ｓ]は、それぞれＣ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｐ、及びＳの各含有量（質量％）である。

（成分組成）
前述した高強度鋼板の引張強度（７５０ＭＰａ〜２５００ＭＰａ）を確保できる成分組成を選択すればよい。スポット溶接後の鋼部材が、主として、自動車分野等で使用されることを考慮すれば、高強度鋼板の成分組成は、以下の成分組成が好ましい。なお、以下において、％は質量％を意味する。

((Ｃ：０．０７質量％〜０．４５質量％))
Ｃは、鋼の引張強度を高める元素である。鋼中のＣの含有量が多いほど、ナゲットの強度を高めることができる。しかし、鋼中のＣの含有量が０．０７質量％未満であると、７５０ＭＰａ以上の引張強度を得ることが難しい。一方、鋼中のＣの含有量が０．４５質量％を超えると、高強度鋼板の加工性が低下する。したがって、高強度鋼板のＣの含有量は、０．０７質量％〜０．４５質量％が好ましい。

((Ｓｉ：０．００１質量％〜２．５０質量％))
Ｓｉは、固溶強化及び組織強化により、鋼の強度を高める元素である。しかし、鋼中のＳｉの含有量が２．５０質量％を超えると、鋼の加工性が低下する。一方、鋼中のＳｉの含有量を工業的に０．００１質量％未満に低減することは技術的に難しい。したがって、高強度鋼板のＳｉの含有量は、０．００１質量％〜２．５０質量％が好ましい。

((Ｍｎ：０．８質量％〜５．０質量％))
Ｍｎは、鋼の強度を高める元素である。しかし、鋼中のＭｎの含有量が５．０質量％を超えると、鋼の加工性が劣化する。一方、鋼中のＭｎの含有量が０．８質量％未満であると、７５０ＭＰａ以上の引張強度を得るのが難しい。したがって、高強度鋼板のＭｎの含有量は、０．８質量％〜５．０質量％が好ましい。

((Ｐ：０．０３質量％以下))
Ｐは、ナゲットを脆化する元素である。鋼中のＰの含有量が０．０３質量％を超えると、ナゲット内の割れが生じ易くなり、十分に高い継手強度を得ることが難しい。したがって、高強度鋼板のＰの含有量は、０．０３質量％以下が好ましい。なお、鋼中のＰの含有量を０．００１質量％未満に低減することは、コストの点で、好ましくない。したがって、高強度鋼板のＰの含有量は、０．００１質量％以上が好ましい。ただし、高強度鋼板のＰの含有量を、０．００１質量％未満にしてもよい。

((Ｓ：０．０１質量％以下))
Ｓは、ナゲットを脆化する元素である。また、Ｓは、Ｍｎと結合して粗大なＭｎＳを形成し、鋼の加工性を阻害する元素である。鋼中のＳの含有量が０．０１質量％を超えると、ナゲット内の割れが生じ易くなることにより、十分に高い継手強度を得ることが難しくなる。さらに、鋼の加工性が低下する。したがって、高強度鋼板のＳの含有量は、０．０１質量％以下が好ましい。なお、鋼中のＳの含有量を０．０００１質量％未満に低減することは、コストの点で、好ましくない。したがって、高強度鋼板のＳの含有量は、０．０００１質量％以上が好ましい。ただし、高強度鋼板のＳの含有量を、０．０００１質量％未満にしてもよい。

((Ｎ：０．０１質量％以下))
Ｎは、粗大な窒化物を形成し、鋼の加工性を劣化させる元素である。また、Ｎは、溶接時のブローホールの発生原因になる元素である。鋼中のＮの含有量が０．０１質量％を超えると、鋼の加工性の劣化やブローホールの発生が顕著となる。したがって、高強度鋼板のＮの含有量は、０．０１質量％以下が好ましい。なお、鋼中のＮの含有量を０．０００５質量％未満に低減することは、コストの点で、好ましくない。したがって、高強度鋼板のＮの含有量は、０．０００５質量％以上が好ましい。ただし、高強度鋼板のＮの含有量を、０．０００５質量％未満にしてもよい。

((Ｏ：０．０１質量％以下))
Ｏは、酸化物を形成し、鋼の加工性を劣化させる元素である。鋼中のＯの含有量が０．０１質量％を超えると、鋼の加工性の劣化が顕著となる。したがって、高強度鋼板のＯの含有量は０．０１質量％以下が好ましい。なお、高強度鋼板のＯの含有量を０．０００５質量％未満に低減することは、コストの点で、好ましくない。したがって、高強度鋼板のＯの含有量は、０．０００５質量％以上が好ましい。ただし、高強度鋼板のＯの含有量を、０．０００５質量％未満にしてもよい。

((Ａｌ：１．００質量％以下))
Ａｌは、フェライト安定化元素であり、ベイナイト変態時のセメンタイト析出抑制等の効果がある。このため、鋼組織の制御のために含有されている。また、Ａｌは脱酸材としても機能する。その一方で、Ａｌは酸化しやすい。Ａｌの含有量が１．００質量％を超えていると、介在物が増加することにより、鋼の加工性が劣化しやすくなる。したがって、高強度鋼板のＡｌの含有量は、１．００質量％以下であることが好ましい。

高強度鋼板は、以上の主要元素の他に、必要に応じて、以下の元素を選択的に含有してもよい。

((Ｔｉ：０．００５質量％〜０．２０質量％))
((Ｎｂ：０．００５質量％〜０．２０質量％))
((Ｖ ：０．００５質量％〜０．２０質量％))

Ｔｉ、Ｎｂ、及び、Ｖは、析出強化と、フェライト結晶粒の成長の抑制による細粒強化と、再結晶の抑制による転位強化と、の少なくとも何れか１つにより、鋼の強度の上昇に寄与する元素である。しかし、いずれの元素も、鋼中の含有量が０．００５質量％未満であると、添加効果が発現し難い。一方、鋼中の含有量が０．２０質量％を超えると、鋼の加工性を阻害する。したがって、高強度鋼板におけるこれらの元素の含有量は、いずれも、０．００５質量％〜０．２０質量％が好ましい。

((Ｂ：０．０００１質量％〜０．０１質量％))
Ｂは、鋼組織を制御して鋼を強化する元素である。しかし、鋼中のＢの含有量が０．０００１質量％未満であると、添加効果が発現し難い。一方、鋼中のＢの含有量が０．０１質量％を超えると、添加効果が飽和する。したがって、高強度鋼板のＢの含有量は、０．０００１質量％〜０．０１質量％が好ましい。

((Ｃｒ：０．０１質量％〜２．０質量％))
((Ｎｉ：０．０１質量％〜２．０質量％))
((Ｃｕ：０．０１質量％〜２．０質量％))
((Ｍｏ：０．０１質量％〜０．８質量％))

Ｃｒ、Ｎｉ、Ｃｕ、及びＭｏは、鋼の強度の向上に寄与する元素である。これらの元素は、例えば、Ｍｎ（強度向上元素）の一部に代えて用いることができる。しかし、いずれの元素も、鋼中の含有量が０．０１質量％未満であると、強度の向上に寄与しない。

したがって、高強度鋼板におけるこれらの元素の含有量は、いずれも、０．０１質量％以上が好ましい。一方、Ｃｒ、Ｎｉ、及びＣｕの鋼中の含有量が２．０質量％を超えると、鋼中のＭｏの含有量が０．８質量％を超えている場合に、酸洗時や熱間加工時に支障が生じることがある。したがって、高強度鋼板のＣｒ、Ｎｉ、及びＣｕの含有量は、２．０質量％以下が好ましい。また、高強度鋼板のＭｏの含有量は、０．８質量％以下が好ましい。

((Ｃａ、Ｃｅ、Ｍｇ、及びＲＥＭ（rare earth metal）の少なくとも１種：合計で０．０００１質量％〜１．０質量％))

Ｃａ、Ｃｅ、Ｍｇ、及びＲＥＭは、脱酸後の酸化物の大きさや、熱延鋼板中に存在する硫化物の大きさを小さくして、鋼の加工性の向上に寄与する元素である。しかし、鋼中におけるこれらの元素の含有量が合計で０．０００１質量％未満であると、添加効果が発現し難い。一方、鋼中におけるこれらの元素の含有量が合計で１．０質量％を超えると、鋼の加工性が低下する。したがって、高強度鋼板におけるこれらの元素の含有量は、合計で、０．０００１質量％〜１．０質量％が好ましい。

なお、ＲＥＭは、ランタノイド系列に属する元素であり、ＲＥＭ及びＣｅは、製鋼の段階でミッシュメタルとして溶鋼に添加することができる。また、ＬａやＣｅの他に、ランタノイド系列の元素が複合で含有されていてもよい。

高強度鋼板における以上の各元素以外の残部は、Ｆｅ及び不可避的不純物とすればよい。なお、前述のＣｒ、Ｎｉ、Ｃｕ、Ｍｏ、Ｂ、Ｔｉ、Ｎｉ、及びＶについては、いずれも前記下限値未満の微量を不純物として含有することが許容される。また、Ｃａ、Ｃｅ、Ｍｇ、Ｌａ、及びＲＥＭについても、その合計量の前記下限値未満の微量を不純物として含有することが許容される。

以上、高強度鋼板の成分組成について説明したが、高強度鋼板と重ね合わせる鋼板の成分組成は、どのような成分組成でもよい。

（めっき）
高強度鋼板の表面にめっき層が形成されていてもよい。さらに、高強度鋼板と重ね合わせる鋼板の表面にめっき層が形成されていてもよい。めっき層の種類は、例えば、Ｚｎ系、Ｚｎ−Ｆｅ系、Ｚｎ−Ｎｉ系、Ｚｎ−Ａｌ系、Ｚｎ−Ｍｇ系、Ｐｂ−Ｓｎ系、Ｓｎ−Ｚｎ系、Ａｌ-Ｓｉ系等が挙げられる。

Ｚｎ系めっき層を備えた高強度鋼板としては、例えば、合金化溶融亜鉛めっき鋼板、溶融亜鉛めっき鋼板、及び電気亜鉛めっき鋼板、等が挙げられる。高強度鋼板の表面にめっき層が形成されていると、スポット溶接継手が優れた耐食性を示す。めっき層が、高強度鋼板の表面に合金化した亜鉛めっき層である場合、優れた耐食性が得られ、また、塗料の密着性が良好になる。

めっき層の目付け量も特に限定されない。高強度鋼板の片面におけるめっき層の目付け量を１００ｇ／ｍ^２以下とすることが好ましい。高強度鋼板の片面における目付け量が１００ｇ／ｍ^２を超えると、めっき層が溶接の際の障害となる場合がある。めっき層は、高強度鋼板の片面だけに形成されていても、両面に形成されていてもよい。なお、めっき層の表層に無機系又は有機系の皮膜（例えば、潤滑皮膜等）等が形成されていてもよい。以上のめっき層に関する条件は、高強度鋼板と重ね合わせられる鋼板についても同じである。

次に、スポット溶接方法の例を説明する。

＜スポット溶接方法の第１の例＞
まず、スポット溶接方法の第１の例を説明する。
［スポット溶接］
図１は、スポット溶接を開始する際の、少なくとも１枚の高強度鋼板を含む２枚の鋼板と溶接電極の配置の一例を示す図である。図１に示すように、鋼板１Ａ、１Ｂを、板面が互いに向き合うように重ね合わせる。重ね合わせられた鋼板１Ａ、１Ｂを、上下から溶接電極２Ａ、２Ｂで挟み、所要の加圧力を加えて、溶接電極２Ａ、２Ｂを通電する。

図２は、スポット溶接により形成されたナゲットと熱影響部の一例を模式的に示す図である。図３は、溶接電極に通電する際の通電パターンの第１の態様例を示す図である。なお、ここでは、説明を簡単にするために、少なくとも１枚の高強度鋼板を含む２枚の鋼板をスポット溶接する場合を例に挙げて示す。しかし、前述したように、少なくとも１枚の高強度鋼板を含む３枚以上の鋼板をスポット溶接する場合であっても、以下に示す方法と同一の方法でスポット溶接を行うことができる。

図１に示すようにして、鋼板１Ａ、１Ｂと、溶接電極２Ａ、２Ｂを配置する。そして、例えば、図３に示す通電パターンで通電すると、図２に示すように、鋼板１Ａ、１Ｂの境界に、ナゲット３が形成される。さらに、ナゲット３の周囲に、熱影響部４が形成される。なお、鋼板１Ａ、１Ｂの少なくとも何れか一方は、前述した高強度鋼板である。

図３に示す通電パターンは、以下の通りである。なお、以下の電流は、溶接電極２Ａ及び溶接電極２Ｂの間を流れる電流である。
まず、電流値が本溶接電流Ｉ_Ｗ（ｋＡ）になるまで、電流値を０（ゼロ）から漸増（アップスロープ）させる。そして、電流値を本溶接電流Ｉ_Ｗ（ｋＡ）にして本溶接を行う。本溶接が終了すると、電流値を０（ゼロ）にし、電流値が０（ゼロ）の状態を本溶接後冷却時間（凝固時間）ｔ_Ｓ（ｍｓｅｃ）保持する。本溶接後冷却時間ｔ_Ｓ（ｍｓｅｃ）が経過すると、電流値を後通電電流Ｉ_Ｐ（ｋＡ）にし、電流値が後通電電流Ｉ_Ｐ（ｋＡ）の状態を後通電時間ｔ_Ｐ（ｍｓｅｃ）保持し、後通電を行う。後通電時間ｔ_Ｐ（ｍｓｅｃ）が経過すると、電流値を０（ゼロ）にする。
なお、図３に示す保持時間ｔ_Ｈ（ｍｓｅｃ）は、後述するように、後通電を終了した後、加圧力Ｆ_Ｅ（Ｎ）を保持する時間である。
また、電流値が本溶接電流Ｉ_Ｗ（ｋＡ）になるまで、電流値を０（ゼロ）から漸増（アップスロープ）させずに、電流値を直ちに本溶接電流Ｉ_Ｗ（ｋＡ）にしてもよい。

（加圧力：Ｆ_Ｅ）
重ね合わせた複数枚の鋼板を、溶接電極２Ａ及び２Ｂにより、以下の（２）式を満たす加圧力Ｆ_Ｅで加圧しながら、本溶接電流Ｉ_Ｗを通電する。
１９６０×ｈ≦Ｆ_Ｅ≦３９２０×ｈ ・・・（２）
ｈ：鋼板の板厚（ｍｍ）

溶接電極２Ａ、２Ｂの鋼板１Ａ、１Ｂに対する加圧力Ｆ_Ｅは、ナゲット３の内部及び熱影響部４での欠陥や割れの発生に大きく影響する。加圧力Ｆ_Ｅが、「１９６０×ｈ」（Ｎ）未満であると、ナゲット３の内部及び熱影響部４での欠陥及び割れの発生を抑制することが難しくなる。その結果、スポット溶接継手の破断形態を改善できず、継手強度の向上、及び継手強度のばらつきの低減を達成し難い。

一方、加圧力Ｆ_Eが「３９２０×ｈ」（Ｎ）を超えると、鋼板１Ａ、１Ｂの領域のうち、溶接電極２Ａ、２Ｂが接触する領域が大きくへこむ。したがって、外観が損なわれるだけでなく、継手強度が低下する。また、「３９２０×ｈ」（Ｎ）を超える加圧力Ｆ_Eを得るには、溶接ガン（溶接電極２Ａ、２Ｂに加圧力を加えて通電する装置）が、剛性の高いロボットアームを有する必要がある。したがって、本実施形態では、溶接電極２Ａ、２Ｂの鋼板１Ａ、１Ｂに対する加圧力Ｆ_Eを、「１９６０×ｈ」（Ｎ）以上「３９２０×ｈ」（Ｎ）以下とする。

なお、溶接電極２Ａ、２Ｂの先端径が大きくなり過ぎると、溶接電極２Ａ、２Ｂの先端での面圧が低下する。これにより、破断形態の改善が難しくなる。さらに、破断形態の改善に伴う、継手強度の向上、及び、継手強度のばらつきの低減を達成することが難しくなる。したがって、溶接電極２Ａ、２Ｂの先端径は６ｍｍ〜８ｍｍ程度が好ましい。

前記（２）式において、ｈは、鋼板の板厚（ｍｍ）である。２枚の鋼板の板厚が異なる（図２に示す例では、鋼板１Ａ、１Ｂの板厚が異なる）場合がある。この場合、例えば、２枚の鋼板の板厚の算術平均値（鋼板１Ａの板厚と鋼板１Ｂの板厚の算術平均値）を前記（２）式中の「ｈ」として用いればよい。３枚以上の複数枚の鋼板をスポット溶接する場合には、例えば、当該複数枚の鋼板の板厚の総和を求め、当該総和を２分した値を前記（２）式の「ｈ」として用いればよい。

（本溶接電流：Ｉ_W）
以上の加圧力Ｆ_Eで鋼板１Ａ、１Ｂを加圧しながら、溶接電極２Ａ、２Ｂに、本溶接電流Ｉ_Wを通電し、本溶接を行う。本溶接電流Ｉ _W 及び本溶接時間（本溶接電流Ｉ_Wを流している時間）は特に限定されない。従来、所要の大きさのナゲットを安定して得るのに採用している溶接電流、通電時間と同程度の溶接電流、通電時間を、本溶接電流Ｉ_W及び本溶接時間として採用すればよい。

なお、例えば、本溶接時間における本溶接電流を自乗した値の本溶接時間における平均値の平方根（すなわち、本溶接電流の実効値）、又は、本溶接電流の最大値を、本溶接電流Ｉ_Ｗとして採用することができる。

スポット溶接設備については、従来の一般的なスポット溶接設備をそのまま用いることができる。また、溶接電極等についても、従来の溶接電極をそのまま用いることができる。電源についても特に限定されず、交流電源、直流インバータ、交流インバータ等を用いることができる。

（本溶接後冷却時間：ｔ_Ｓ）
本溶接電流Ｉ_Ｗを、所定の時間、溶接電極２Ａ、２Ｂに通電し、当該通電が終了した直後、本溶接のとき（本溶接電流Ｉ_Ｗを通電しているとき）の加圧力Ｆ_Ｅをそのまま保持しながら、通電を止める。そして、以下の式（３）を満たす本溶接後冷却時間ｔ_Ｓ（ｍｓｅｃ）、その状態を保持する。これにより、溶融部を、当該溶融部の外周（すなわち溶融部の他の領域との境界）から凝固させて、内側に未凝固域が残る殻状の凝固域を形成する。なお、以下の説明では、溶融部の他の領域との境界を、必要に応じて溶融境界と称する。
７×ｈ＋５≦ｔ_Ｓ≦３００ ・・・（３）
ｈ：鋼板の板厚（ｍｍ）

本溶接電流Ｉ_Ｗの通電が終了した直後から、溶融部の凝固が、溶融境界から始まる。図４は、凝固してナゲットとなる溶融部の凝固途中の態様の一例を模式的に示す図である。
鋼板１Ａ、１Ｂに加圧力Ｆ_Ｅで加圧しながら溶接電極２Ａ、２Ｂに本溶接電流Ｉ_Ｗを通電すると、凝固してナゲットとなる溶融部が形成される。その後、通電が終了すると、溶融境界３ａから凝固が始まり、本溶接後冷却時間ｔ_Ｓが経過すると、凝固域５が形成される。この時点で、凝固域５の内部には、未凝固域６が残る。凝固域５の周囲には、熱影響部４が形成される。

未凝固域６が凝固してナゲットが形成される。本実施形態では、未凝固域６が存在しているときに、後通電を開始する。即ち、本溶接後冷却時間ｔ_Ｓが、後通電の開始時の凝固域５の幅（板面方向の長さ）を決定することになる。

炭素量が比較的多い高強度鋼板では、本溶接後の本溶接後冷却時間ｔ_Ｓで冷却される過程でマルテンサイト変態が生じる。このとき、旧オーステナイト粒が大きいと、見かけのマルテンサイト変態温度が上昇する。このマルテンサイト変態温度が上昇することによって、自動焼戻し（オートテンパー）が生じやすくなる。したがって、後述する後通電によって熱影響部４の靱性が向上する。この効果を得るためには、熱影響部４がオーステナイト単相である必要がある。そのために、本溶接後冷却時間ｔ_Ｓを、３００（ｍｓｅｃ）以下にする必要がある。

また、本溶接後冷却時間ｔ_Ｓが３００（ｍｓｅｃ）を超えると、温度が低下して凝固域５が拡大する。したがって、ナゲット３の外周部及びナゲット３の周辺の熱影響部４で後述する後通電の効果（組織改善・偏析改善の効果）を得るために、長時間の後通電を要する。よって、スポット溶接継手の生産性が低下する。このように、３００（ｍｓｅｃ）を超える本溶接後冷却時間ｔ_Ｓは現実的でない。

一方、本溶接後冷却時間ｔ_Ｓが「７×ｈ＋５」（ｍｓｅｃ）未満であると、溶融部の凝固が十分でなくなり、凝固域５の幅が狭くなる。また、本溶接後冷却時間ｔ_Ｓが、「７×ｈ＋５」（ｍｓｅｃ）未満であると、旧オーステナイト粒が大きくなり過ぎ、後述する後通電によって熱影響部４の靱性が逆に低下する。したがって、後述する後通電の効果（組織改善・偏析改善の効果）が得られず、継手強度を十分に向上することが難しくなる。また、鋼板１Ａ、１Ｂの冷却速度は、鋼板の板厚ｈが大きいほど、遅くなる。一般に、鋼板１Ａ、１Ｂの冷却時間は、鋼板の板厚ｈが大きいほど、指数関数的に長くなる。しかしながら、スポット溶接継手で採用される鋼板の一般的な厚みの範囲（例えば、０．５ｍｍ〜３．２ｍｍ）では、鋼板１Ａ、１Ｂの冷却時間と、鋼板の板厚ｈとの関係を線形近似することができる。そこで、本実施形態では、（３）式に示すように、本溶接後冷却時間ｔ_Ｓの下限値を鋼板の板厚ｈを用いた線形式で表現する。

前記（１）式に示す炭素当量Ｃｅｑが０．３質量％以上である種々の板厚の鋼板を２枚重ね合わせて、サーボガンタイプの溶接機を用い、種々の通電パターンで、本溶接、冷却、後通電をこの順で行ってスポット溶接を行った。そして、ＪＩＳ Ｚ ３１３７に規定の方法で、スポット溶接継手のＣＴＳ（十字引張力）を測定した。以下の説明では、このスポット溶接継手を必要に応じて第１の非通常溶接の溶接継手と称する。

また、この第１の非通常溶接の溶接継手のナゲット径と同一のナゲット径を有するスポット溶接継手を、前記炭素当量及び前記板厚を有する２枚の鋼板を重ね合わせて、本溶接後の冷却と後通電とを行わない他は、前記と同じ方法でスポット溶接を行った。そして、ＪＩＳ Ｚ ３１３７に規定の方法で、スポット溶接継手のＣＴＳ（十字引張力）を測定した。以下の説明では、このスポット溶接継手を必要に応じて第１の通常溶接の溶接継手と称する。

第１の非通常溶接の溶接継手におけるＣＴＳと、後通電をしていない第１の通常溶接の溶接継手におけるＣＴＳとを比較した。
図５は、本溶接後冷却時間ｔ_Sと鋼板の板厚ｈとの関係の一例を示す図である。
図５において、第１の非通常溶接の溶接継手におけるＣＴＳが、第１の通常溶接の溶接継手におけるＣＴＳに比べ、２０％以上向上した場合の、本溶接後冷却時間ｔ_S及び鋼板の板厚ｈに基づくプロットを○で示す。また、第１の非通常溶接の溶接継手におけるＣＴＳが、第１の通常溶接の溶接継手におけるＣＴＳに比べ、向上するが向上代が２０％未満の場合、又は向上しなかった場合の、本溶接後冷却時間ｔ_S及び鋼板の板厚ｈに基づくプロットを▲で示す。図５に示すように、横軸はｈ（ｍｍ）であり、縦軸はｔ_S（ｍｓｅｃ）である。
図５において、○と▲の境界線を回帰曲線として求めた。その結果から、前記（３）式の下限値を定める線形式を得た。

以上のことから、本実施形態では、本溶接後冷却時間ｔ_Sを、「７×ｈ＋５」（ｍｓｅｃ）以上、３００（ｍｓｅｃ）以下とする。
ただし、スポット溶接継手の生産性の低下を避けるため、本溶接後冷却時間ｔ _S を、「７×ｈ＋５」（ｍｓｅｃ）以上２５０（ｍｓｅｃ）以下にするのがより好ましい。また、凝固域５の形成を促すには、本溶接後冷却時間ｔ_Sの間、無通電とすることが好ましい。ただし、凝固域５の形成速度と温度を調整するため、本溶接後冷却時間ｔ_S、本溶接電流Ｉ_Wの０．５倍以下の電流を、溶接電極２Ａ、２Ｂに通電してもよい。
なお、（３）式の鋼板の板厚ｈとして、例えば、前記（２）式の鋼板の板厚ｈと同じ値を採用する。また、本溶接後冷却時間ｔ_S、本溶接のときの加圧力Ｆ_Eをそのまま保持すれば、作業効率上、好ましい。しかしながら、本溶接後冷却時間ｔ_Sにおける加圧力Ｆ_Eを、前記（２）式を満たす範囲で、本溶接のときの加圧力Ｆ_Eと異ならせてもよい。

（後通電電流：Ｉ_P、後通電時間：ｔ_P）
本溶接後冷却時間ｔ_Sが経過して、所要の幅の凝固域５が形成された直後、本溶接のときの加圧力Ｆ_E（Ｎ）を保持して、以下の（４）式を満たす後通電電流Ｉ _P （ｋＡ）を、以下の（５）式を満たす後通電時間ｔ_P（ｍｓｅｃ）、溶接電極２Ａ、２Ｂに通電し、後通電を行う。

０．６６×Ｉ_W≦Ｉ_P＜Ｉ_W ・・・（４）
Ｉ_W：本溶接電流（ｋＡ）
４８／（α²−０．４４）≦ｔ_P ・・・（５）
α＝Ｉ_P／Ｉ_W
したがって、（５）式を、以下のように書き換えることができる。
４８／｛（Ｉ_P／Ｉ_W）²−０．４４｝≦ｔ_P ・・・（５）

前述したように、後通電時間ｔ_Ｐにおける加圧力Ｆ_Ｅを、前記（２）式を満たす加圧力とする。この加圧力Ｆ_Ｅは、通常、本溶接のとき（本溶接電流Ｉ_Ｗを通電するとき）、及び溶融部を溶融境界から凝固させて、殻状の凝固域５を形成するとき（本溶接後冷却時間ｔ_Ｓ）における加圧力Ｆ_Ｅと同じにすると、作業効率上、好ましい。しかし、前記（２）式を満たす範囲であれば、後通電時間ｔ_Ｐにおける加圧力Ｆ_Ｅを必ずしもこれらのときと同じにする必要はない。

後通電電流Ｉ_Ｐは、殻状の凝固域５の組織や偏析と、凝固が完了したナゲット３の組織や偏析と、熱影響部４の組織や偏析とに大きく影響する。
後通電電流Ｉ_Ｐが「０．６６×Ｉ_Ｗ」（ｋＡ）未満であると、凝固域５及び熱影響部４は入熱が十分でなく、組織や偏析を改善する効果（組織改善・偏析改善の効果）が得られない。

一方、後通電電流Ｉ_Ｐが本溶接電流Ｉ_Ｗ（ｋＡ）以上であると、凝固域５及び熱影響部４が昇温しすぎる。さらに、凝固域５が再溶融する。したがって、組織や偏析を改善する効果（組織改善・偏析改善の効果）が得られない。
よって、本実施形態では、後通電電流Ｉ_Ｐを、「０．６６×Ｉ_Ｗ」（ｋＡ）以上「Ｉ_Ｗ」（ｋＡ）未満とする。ただし、組織や偏析を改善する効果をより確実に得るために、後通電電流Ｉ_Ｐを、「０．７０×Ｉ_Ｗ」（ｋＡ）以上「０．９８×Ｉ_Ｗ」（ｋＡ）以下にするのが好ましい。なお、本溶接電流Ｉ_Ｗとして実効値を採用する場合には、後通電電流Ｉ_Ｐも実効値を採用するのが好ましい。また、本溶接電流Ｉ_Ｗとして最大値を採用する場合には、後通電電流Ｉ_Ｐも最大値を採用するのが好ましい。

本実施形態のスポット溶接方法では、後通電電流Ｉ_Ｐを、前記式（５）を満たす時間（後通電時間ｔ_Ｐ（ｍｓｅｃ））、溶接電極２Ａ、２Ｂに通電する。これにより、凝固域５及び熱影響部４における組織と偏析を改善し、溶接継手の信頼性を高める。

後通電時間ｔ_Ｐについては、特許文献５の段落［００８７］に、「２００ｍｓｅｃを超えると、継手強度の向上及び継手強度のばらつき低減の効果が小さくなり、また、生産性が低下してしまう。」と記載されている。即ち、特許文献５には、後通電時間ｔ_Ｐを２００（ｍｓｅｃ）以下にすべきである旨が開示されている。

しかし、近年、高強度鋼板のＣＴＳの向上は喫緊の重要課題である。そこで、本発明者らは、従来の常識や偏見にとらわれず、スポット溶接継手の継手強度をさらに高める方法について、鋭意検討した。

特許文献５には、ナゲット内部の組織について記載されている。しかしながら、プラグ破断する場合におけるＣＴＳの改善策については記載されていない。そこで、本発明者らは、プラグ破断する場合において、さらにＣＴＳをより高くする後通電について、系統的な実験を行った。

（本溶接後冷却時間：ｔ_Ｓ）の欄で述べたように、前記（１）式に示す炭素当量Ｃｅｑが０．３質量％以上である種々の板厚の鋼板を２枚重ね合わせて、サーボガンタイプの溶接機を用い、種々の通電パターンで、本溶接、冷却、後通電をこの順で行ってスポット溶接を行った。そして、ＪＩＳ Ｚ ３１３７に規定の方法で、スポット溶接継手のＣＴＳ（十字引張力）を測定した。（本溶接後冷却時間：ｔ_Ｓ）の欄で述べたように、以下の説明では、このスポット溶接継手を必要に応じて第１の非通常溶接の溶接継手と称する。

また、（本溶接後冷却時間：ｔ_Ｓ）の欄で述べたように、この第１の非通常溶接の溶接継手のナゲット径と同一のナゲット径を有するスポット溶接継手を、前記炭素当量及び前記板厚を有する２枚の鋼板を重ね合わせて、本溶接後の冷却と後通電とを行わない他は、前記と同じ方法でスポット溶接を行った。そして、ＪＩＳ Ｚ ３１３７に規定の方法で、スポット溶接継手のＣＴＳ（十字引張力）を測定した。（本溶接後冷却時間：ｔ_Ｓ）の欄で述べたように、以下の説明では、このスポット溶接継手を必要に応じて第１の通常溶接の溶接継手と称する。

第１の非通常溶接の溶接継手におけるＣＴＳと、後通電をしていない第１の通常溶接の溶接継手におけるＣＴＳとを比較した。
図６は、後通電時間ｔ_Ｐと、後通電電流Ｉ_Ｐを本溶接電流Ｉ_Ｗで除した値の自乗した値（（Ｉ_Ｐ／Ｉ_Ｗ）^２）との関係の第１の例を示す図である。
図６において、第１の非通常溶接の溶接継手におけるＣＴＳが、第１の通常溶接の溶接継手におけるＣＴＳに比べ、２０％以上向上した場合の、後通電時間ｔ_Ｐ、後通電電流Ｉ_Ｐ、及び本溶接電流Ｉ_Ｗに基づくプロットを○で示す。また、第１の非通常溶接の溶接継手におけるＣＴＳが、第１の通常溶接の溶接継手におけるＣＴＳに比べ、向上するが向上代が２０％未満の場合、又は向上しなかった場合の、後通電時間ｔ_Ｐ、後通電電流Ｉ_Ｐ、及び本溶接電流Ｉ_Ｗに基づくプロットを▲で示す。図６に示すように、横軸は（Ｉ_Ｐ／Ｉ_Ｗ）^２であり、縦軸はｔ_Ｐ（ｍｓ）である。

スポット溶接継手におけるプラグ破断は、熱影響部４で生じる。したがって、プラグ破断強度の差異は、熱影響部４でのき裂の伝搬に対する抵抗力の差、すなわち、熱影響部４の靭性の差に起因すると推定した。そこで、熱影響部４の靱性に大きく影響するＰとＳの濃度分布をＦＥ−ＥＰＭＡで測定した。その結果、図６において、○で示される条件（後通電時間ｔ_Ｐ、後通電電流Ｉ_Ｐ、及び本溶接電流Ｉ_Ｗ）により得られた第１の非通常溶接継手の熱影響部４では、第１の通常溶接の溶接継手の熱影響部４に比べ、ＰとＳの偏析が大幅に軽減されていることが解った。すなわち、後通電で発生する熱により、ナゲット３の外周部及び熱影響部４が高温に保持されて、ＰとＳの偏析が大幅に軽減されたと推測される。

後通電によって、溶融境界の内周に形成された凝固域５が再溶融すると、再凝固した再凝固域においてＰとＳの偏析が増大し、ナゲット３の靭性が低下する。その結果、低荷重でも、ナゲット３の内部で破断する。それ故、後通電電流Ｉ_Ｐは、凝固域５が溶融しない値の電流であることが要求される。すなわち、Ｉ_Ｗ＞Ｉ_Ｐであることが要求される。Ｉ_Ｐ／Ｉ_Ｗは、後通電時の入熱量（ナゲット３の大きさ）を決める指標である。そこで、Ｉ_Ｐ／Ｉ_Ｗをα（＜１）と表現する。

後通電で発生する熱は、後通電電流Ｉ_Ｐの自乗に比例する。それ故、図６においては、横軸に（Ｉ_Ｐ／Ｉ_Ｗ）^２を採用した。また、後通電で発生する熱の一部は、溶接電極２Ａ、２Ｂ、及び鋼板１Ａ、１Ｂ全体に逃げていく。この逃げていく熱量をβとおく。そうすると、後通電時におけるナゲット３及び熱影響部４の昇温に作用する熱量Ｑは、以下の（６）式で表すことができる。
Ｑ∝（α^２−β）×ｔ_Ｐ ・・・（６）
α＝Ｉ_Ｐ／Ｉ_Ｗ

前述したように、（３）式のようにして本溶接後冷却時間ｔ_Ｓを定めることにより、後通電による自動焼戻しが起こりやすくなる。この自動焼戻しによる熱影響部４の靱性の向上のために必要な時間、後通電電流Ｉ_Ｐを通電する必要がある。

そして、ナゲット３の外周部、及びその周囲の熱影響部４におけるＰ、Ｓの偏析を軽減し、ナゲット３及び熱影響部４の靭性を十分に改善するためには、一定量の熱量Ａを超える熱量が必要である。
したがって、スポット溶接部の靭性を改善するための条件は、以下の（７）式を変形して（８）式となる。
Ａ＜（α^２−β）×ｔ_Ｐ ・・・（７）
Ａ／（α^２−β）＜ｔ_Ｐ ・・・（８）

図６において、○と▲の境界線を回帰曲線として求めた（すなわち、（８）式の係数Ａ及びβを求めた）。その結果から、前記（５）式を得た。

ナゲット３の外周部及び熱影響部４で、ＰとＳが拡散して偏析が低減するためには、この領域を１０５０℃以上に加熱する必要がある。そのため、α≧０．６６なる条件が必要である。

図７は、後通電時間ｔ_Ｐと、ナゲット３の外周部及び熱影響部４の脆化の程度との関係の一例を概念的に示す図である。図７では、ＰとＳの偏析が軽減し、靱性が向上する経緯を概念的に示す。図７において、縦軸は、偏析や不十分な自動焼戻しによる脆化の程度を示す。縦軸の下の値であるほど、偏析が軽減するとともに自動焼戻しが十分に行われ、靭性が向上する。ナゲット３の外周部では，溶接部の形成のための本溶接により、ほぼ定常的な温度（≒融点）に達し、昇温しきっている。これに対し、熱影響部４では、本溶接により十分に昇温されていない。

さらに、後通電の開始時、熱影響部４の温度は、凝固直後で高温のナゲット３の外周部の温度よりも低い。そのため，後通電により、熱影響部４を高温に保持して熱処理するためには，ナゲット３の外周部を熱処理するのに比べ長時間を要する。このことが、図６に示す結果が得られる理由であると推定される。

後通電時間ｔ_Ｐが、２００（ｍｓｅｃ）未満であると、前述したα（＝Ｉ_Ｐ／Ｉ_Ｗ）の選択の範囲が狭くなる（図６を参照）。したがって、後通電時間ｔ_Ｐを、２００（ｍｓｅｃ）以上にするのが好ましく、４００（ｍｓｅｃ）以上にするのがより好ましい。後通電時間ｔ_Ｐの上限値は、特に定めないが、スポット溶接継手の生産性を考慮すれば、２０００（ｍｓｅｃ）以下が好ましい。

（保持時間：ｔ_Ｈ）
以上の条件で後通電を行った後、相互に重ね合わせた鋼板１Ａ、１Ｂを、溶接電極２Ａ、２Ｂで、以下の（９）式で規定する保持時間ｔ_Ｈ（ｍｓｅｃ）、加圧保持した後、加圧を解放する。
０≦ｔ_Ｈ≦３００ ・・・（９）

なお、（９）式に示す範囲の保持時間ｔ_Ｈで、鋼板１Ａ、１Ｂを溶接電極２Ａ、２Ｂで加圧保持する際の加圧力Ｆ_Ｅ（Ｎ）は、例えば、前記（２）式で規定する範囲である。

保持時間ｔ_Ｈは、ナゲット３及び熱影響部４の組織や、ナゲット３内の欠陥や割れの発生に影響する。保持時間ｔ_Ｈが３００（ｍｓｅｃ）を超えると、スポット溶接継手の生産性が低下する。したがって、本実施形態では、保持時間ｔ_Ｈを３００（ｍｓｅｃ）以下とする。保持時間ｔ_Ｈは、空冷を早期に開始して、所期の効果を安定して得るためには短い方が望ましい。

なお、現存の溶接機では、溶接ガンの動作に遅れが生じるため、実際の保持時間ｔ_Ｈは、通常、設定した保持時間ｔ_Ｈより長くなる。したがって、このことを考慮に入れて、保持時間ｔ_Ｈを設定する必要がある。
また、後通電のときにもナゲット３の温度が低下する。このため、保持時間ｔ_Ｈを短くした場合でも収縮欠陥や割れが生じにくい。したがって、溶接電極２Ａ、２Ｂを鋼板１Ａ、１Ｂから即時に離隔させることが可能であれば、保持時間ｔ_Ｈを０（ゼロ）にしてもよい。保持時間を０（ゼロ）にしない場合には、（９）式は、以下の（９ａ）式になる。
０＜ｔ_Ｈ≦３００ ・・・（９ａ）

＜スポット溶接方法の第２の例＞
次に、スポット溶接方法の第２の例を説明する。スポット溶接方法の第１の例では、本溶接と後通電との２回の通電を行う場合を例に挙げて説明した。これに対し、スポット溶接方法の第２の例では、前通電を行った後に、本溶接と後通電とを行う場合を例に挙げて説明する。このように、本例は、第１の例に対し、前通電が追加されたことと、前通電が追加されたことにより、前記（５）式を変更することが可能になったこととが異なる。したがって、本例の説明において、第１の例と同一の部分については、図１〜図７に付した符号と同一の符号を付す等して詳細な説明を省略する。

本例においても、図１に示すように、鋼板１Ａと鋼板１Ｂを、板面が互いに向き合うように重ね合わせる。重ね合わせられた鋼板１Ａと鋼板１Ｂを、上下から溶接電極２Ａと溶接電極２Ｂで挟み、所要の加圧力を加えて通電する。本例でも、説明を簡単にするために、少なくとも１枚の高強度鋼板を含む２枚の鋼板をスポット溶接する場合を例に挙げて示す。ただし、少なくとも１枚の高強度鋼板を含む３枚以上の鋼板をスポット溶接する場合であっても、以下に示す方法と同一の方法でスポット溶接を行うことができる。例えば、少なくとも２枚の高強度鋼板を含む３枚以上の鋼板のうち、少なくとも２枚の高強度鋼板同士を重ねた状態にして、当該３枚以上の鋼板をスポット溶接することができる。

一般に高強度鋼板は、電気抵抗が大きいため、本溶接の際に、発熱しやすい。また、本溶接の際に、相互に隣り合う２枚の鋼板の間の隙間が存在し得る。本溶接の際に、溶融金属の内圧が、コロナボンドに作用する外圧を超えると、散りが発生する。前通電の目的の一つは、この散りの発生を抑制することである。

図８は、溶接電極に通電する際の通電パターンの第２の態様例を示す図である。
まず、電流値を前通電電流Ｉ_ｆ（ｋＡ）にし、電流値が前通電電流Ｉ_ｆ（ｋＡ）の状態を前通電時間ｔ_ｆ（ｍｓｅｃ）保持し、前通電を行う。前通電時間ｔ_ｆ（ｍｓｅｃ）が経過すると、電流値を０（ゼロ）にし、電流値が０（ゼロ）の状態を前通電後冷却時間ｔ_Ｃ（ｍｓｅｃ）保持する。前通電後冷却時間ｔ_Ｃが経過すると、電流値を本溶接電流Ｉ_Ｗ（ｋＡ）にして本溶接を行う。本溶接が終了すると、電流値を０（ゼロ）にし、電流値が０（ゼロ）の状態を本溶接後冷却時間（凝固時間）ｔ_Ｓ（ｍｓｅｃ）保持する。本溶接後冷却時間ｔ_Ｓ（ｍｓｅｃ）が経過すると、電流値を後通電電流Ｉ_Ｐ（ｋＡ）にし、電流値が後通電電流Ｉ_Ｐ（ｋＡ）の状態を後通電時間ｔ_Ｐ（ｍｓｅｃ）保持し、後通電を行う。後通電時間ｔ_Ｐ（ｍｓｅｃ）が経過すると、電流値を０（ゼロ）にする。なお、図８に示す保持時間ｔ_Ｈ（ｍｓｅｃ）は、第１の例で説明したように、後通電を終了した後、加圧力Ｆ_Ｅ（Ｎ）を保持する時間である。また、前通電の開始時に、電流値を直ちに前通電電流Ｉ_ｆ（ｋＡ）にせず、電流値が前通電電流Ｉ_ｆ（ｋＡ）になるまで、電流値を０（ゼロ）から漸増（アップスロープ）させてもよい。

（加圧力：Ｆ_Ｅ）
重ね合わせた複数枚の鋼板を、溶接電極２Ａ及び２Ｂにより、前記（２）式を満たす加圧力Ｆ_Ｅで加圧しながら、前通電電流Ｉ_ｆを通電する。前通電においては、隣り合う２枚の鋼板１Ａ、１Ｂの隙間を抑制するために、重ね合わせた複数枚の鋼板を加圧する。本実施形態では、前通電における加圧力Ｆ_Ｅの範囲を、本溶接及び後通電における加圧力Ｆ_Ｅの範囲と同じ範囲にすることにより、作業効率を高めるようにする。

（前通電電流：Ｉ_ｆ、前通電時間：ｔ_ｆ）
以上の加圧力Ｆ_Ｅで鋼板１Ａ、１Ｂを加圧しながら、溶接電極２Ａ、２Ｂ間に、以下の（１０）式を満たす前通電電流Ｉ_ｆ（ｋＡ）を、以下の（１１）式を満たす前通電時間ｔ_ｆ（ｍｓｅｃ）、通電し、前通電を行う。

０．４０×Ｉ_Ｗ≦Ｉ_ｆ＜Ｉ_Ｗ ・・・（１０）
Ｉ_Ｗ：本溶接電流（ｋＡ）
２０≦ｔ_ｆ ・・・（１１）

前通電電流Ｉ_ｆを本溶接電流Ｉ_Ｗ以上にすると、前通電の際に散りが発生する虞がある。一方、前通電電流Ｉ_ｆを本溶接電流Ｉ_Ｗの０．４倍未満にすると、鋼板１Ａ、１Ｂに与える熱量が十分でなくなる。そうすると、鋼板１Ａ、１Ｂを軟化させることができず、前述した加圧により、鋼板１Ａ、１Ｂの間の隙間を十分に低減することができなくなり、本溶接の際に散りが発生する虞がある。
以上のことから、本実施形態では、前通電電流Ｉ_ｆを、本溶接電流Ｉ_Ｗの０．４倍以上、本溶接電流Ｉ_Ｗ未満とする。ただし、散りの発生をより確実に抑制するために、前通電電流Ｉ_ｆを、本溶接電流Ｉ_Ｗの０．６倍以上、本溶接電流Ｉ_Ｗの０．９５倍以下の範囲にするのが好ましい。
なお、本溶接電流Ｉ_Ｗとして実効値を採用する場合には、前通電電流Ｉ_ｆも実効値を採用するのが好ましい。また、本溶接電流Ｉ_Ｗとして最大値を採用する場合には、前通電電流Ｉ_ｆも最大値を採用するのが好ましい。

前通電時間ｔ_fが２０（ｍｓｅｃ）未満であると、鋼板１Ａ、１Ｂに与える熱量が十分でなくなる。そうすると、鋼板１Ａ、１Ｂを軟化させることができず、前述した加圧により、鋼板１Ａ、１Ｂの間の隙間を十分に低減することができなくなり、本溶接の際に散りが発生する虞がある。
前記（１０）式に示す範囲の本溶接電流Ｉ_Wであれば、前通電時間ｔ_fが長くても、本溶接の際に散りが発生することを抑制することができる。したがって、前通電時間ｔ_fの上限値は、特に定めないが、スポット溶接継手の生産性を考慮すれば、３００（ｍｓｅｃ）以下が好ましい。

（前通電後冷却時間：ｔ_Ｃ）
前通電電流Ｉ_ｆを、前通電時間ｔ_ｆ、通電し、当該通電が終了した直後、前通電のとき（前通電電流Ｉ_ｆを通電しているとき）の加圧力Ｆ_Ｅをそのまま保持しながら、通電を止める。そして、以下の（１２）式を満たす前通電後冷却時間ｔ_Ｃ（ｍｓｅｃ）、その状態を保持する。
０≦ｔ_Ｃ＜２００＋７×ｈ ・・・（１２）
ｈ：鋼板の板厚（ｍｍ）

コロナボンドの成長のために、前通電後冷却時間ｔ_Ｃを０（ゼロ）超の時間とすることができる。ただし、前通電の際に散りの発生がなければ、前通電後冷却時間ｔ_Ｃを０（ゼロ）にすることができる。また、前通電後冷却時間ｔ_Ｃが「２００＋７×ｈ」（ｍｓｅｃ）以上になると、鋼板１Ａ、１Ｂが冷却され過ぎ、本溶接の際に、鋼板１Ａ、１Ｂが馴染まなくなる虞がある。鋼板１Ａ、１Ｂの冷却速度は、鋼板の板厚ｈが大きいほど、遅くなる。第１の例の（本溶接後冷却時間：ｔ_Ｓ）の欄で説明したように、スポット溶接継手で採用される鋼板の一般的な厚みの範囲（例えば、０．５ｍｍ〜３．２ｍｍ）では、鋼板１Ａ、１Ｂの冷却時間と、鋼板の板厚ｈとの関係を線形近似することができる。そこで、本実施形態では、（１２）式に示すように、前通電後冷却時間ｔ_Ｃの上限値を鋼板の板厚ｈを用いた線形式で表現する。

前記（１）式に示す炭素当量Ｃｅｑが０．３質量％以上である種々の板厚の鋼板を２枚重ね合わせて、それら２枚の鋼板の間の一部又は全部の領域に種々の態様で隙間を設け、サーボガンタイプの溶接機を用い、種々の通電パターンで、前通電、冷却、本溶接、冷却、後通電をこの順で行ってスポット溶接を行った。そして、本溶接の際において散りが発生するか否かを調査した。

図９は、前通電後冷却時間ｔ_Ｃと鋼板の板厚ｈとの関係の一例を示す図である。
図９において、前述した調査において散りが発生しなかった場合の、前通電後冷却時間ｔ_Ｃ及び鋼板の板厚ｈに基づくプロットを○で示す。また、前述した調査において散りが発生した場合の、前通電後冷却時間ｔ_Ｃ及び鋼板の板厚ｈに基づくプロットを▲で示す。図９に示すように、横軸ｈ（ｍｍ）はであり、縦軸はｔ_Ｃ（ｍｓｅｃ）である。
図９において、○と▲の境界線を回帰曲線として求めた。その結果から、前記（１２）式の上限値を定める線形式を得た。

以上のことから、本実施形態では、前通電後冷却時間ｔ_Cを、０（ゼロ）以上、「２００＋７×ｈ」（ｍｓｅｃ）以下とする。
なお、（１２）式の鋼板の板厚ｈとして、例えば、前記（２）式の鋼板の板厚ｈと同じ値を採用する。また、前通電後冷却時間ｔ_Cに、前通電のときの加圧力Ｆ_Eをそのまま保持すれば、作業効率上、好ましい。しかしながら、前通電後冷却時間ｔ_Cにおける加圧力Ｆ_Eを、前記（２）式を満たす範囲で、前通電のときの加圧力Ｆ_Eと異ならせてもよい。
また、前通電後冷却時間ｔ_Cを確保する場合には、（１２）式は、以下の（１２ａ）式になる。
０＜ｔ_C＜２００＋７×ｈ ・・・（１２ａ）

（本溶接電流：Ｉ_Ｗ）
前通電後冷却時間ｔ_Ｃが経過した直後、前通電のときの加圧力Ｆ_Ｅをそのまま保持しながら、溶接電極２Ａ、２Ｂ間に、本溶接電流Ｉ_Ｗを通電し、本溶接を行う。第１の例で説明したように、本溶接電流Ｉ_Ｗ及び本溶接時間（本溶接電流Ｉ_Ｗを通電している時間）は特に限定されない。なお、本溶接時間に、前通電のときの加圧力Ｆ_Ｅをそのまま保持すれば、作業効率上、好ましい。しかしながら、本溶接時間における加圧力Ｆ_Ｅを、前記（２）式を満たす範囲で、前通電のときの加圧力Ｆ_Ｅと異ならせてもよい。

（本溶接後冷却時間：ｔ_Ｓ）
本溶接電流Ｉ_Ｗを、所定の時間、通電し、当該通電が終了した直後、前通電及び本溶接のときの加圧力Ｆ_Ｅをそのまま保持しながら、通電を止める。そして、前記（３）式を満たす本溶接後冷却時間ｔ_Ｓ（ｍｓｅｃ）、その状態を保持する。
本溶接後冷却時間ｔ_Ｓを決定する方法は、第１の例と同じである。なお、第１の例で説明したように、スポット溶接継手の生産性の低下を避けるため、本溶接後冷却時間ｔ_Ｓを、「７×ｈ＋５」（ｍｓｅｃ）以上２５０（ｍｓｅｃ）以下にするのがより好ましい。また、凝固域５の形成を促すには、本溶接後冷却時間ｔ_Ｓの間、無通電とすることが好ましいが、凝固域５の形成速度と温度を調整するため、本溶接後冷却時間ｔ_Ｓに、本溶接電流Ｉ_Ｗの０．５倍以下の電流を通電してもよい。また、本溶接後冷却時間ｔ_Ｓに、前通電及び本溶接のときの加圧力Ｆ_Ｅをそのまま保持すれば、作業効率上、好ましい。しかしながら、本溶接後冷却時間ｔ_Ｓにおける加圧力Ｆ_Ｅを、前記（２）式を満たす範囲で、前通電及び本溶接のときの加圧力Ｆ_Ｅと異ならせてもよい。

（後通電電流：Ｉ_Ｐ、後通電時間：ｔ_Ｐ）
本溶接後冷却時間ｔ_Ｓが経過して、所要の幅の凝固域５が形成された直後、前通電及び本溶接のときの加圧力Ｆ_Ｅ（Ｎ）を保持して、以下の（１３）式を満たす後通電電流Ｉ_Ｐ（ｋＡ）を、以下の（１４）式を満たす後通電時間ｔ_Ｐ（ｍｓｅｃ）、通電し、後通電を行う。

０．６６×Ｉ_W≦Ｉ_P＜Ｉ_W ・・・（１３）
Ｉ_W：本溶接電流（ｋＡ）
４８／（α²−０．４）≦ｔ_P ・・・（１４）
α＝Ｉ_P／Ｉ_W
したがって、（１４）式は、以下の式のように書き換えることができる。
４８／｛（Ｉ_P／Ｉ_W）²−０．４｝≦ｔ_P ・・・（１４）

（１３）式は、前記（４）式と同じである。すなわち、後通電電流Ｉ_Ｐを決定する方法は、第１の例と同じである。なお、第１の例で説明したように、組織や偏析を改善する効果をより確実に得るために、後通電電流Ｉ_Ｐを、「０．７０×Ｉ_Ｗ」（ｋＡ）以上「０．９８×Ｉ_Ｗ」（ｋＡ）以下にするのが好ましい。また、後通電時間ｔ_Ｐに、前通電及び本溶接のときの加圧力Ｆ_Ｅをそのまま保持すれば、作業効率上、好ましい。しかしながら、後通電時間ｔ_Ｐにおける加圧力Ｆ_Ｅを、前記（２）式を満たす範囲で、前通電及び本溶接のときの加圧力Ｆ_Ｅと異ならせてもよい。

前記（１）式に示す炭素当量Ｃｅｑが０．３質量％以上である種々の板厚の鋼板を２枚重ね合わせて、サーボガンタイプの溶接機を用い、種々の通電パターンで、前通電、冷却、本溶接、冷却、後通電をこの順で行ってスポット溶接を行った。そして、ＪＩＳ Ｚ ３１３７に規定の方法で、スポット溶接継手のＣＴＳ（十字引張力）を測定した。以下の説明では、このスポット溶接継手を必要に応じて第２の非通常溶接の溶接継手と称する。

この第２の非通常溶接の溶接継手のナゲット径と同一のナゲット径を有するスポット溶接継手を、前記炭素当量及び前記板厚を有する２枚の鋼板を重ね合わせて、本溶接後の冷却と後通電とを行わない他は、前記と同じ方法でスポット溶接を行った。そして、ＪＩＳ Ｚ ３１３７に規定の方法で、スポット溶接継手のＣＴＳ（十字引張力）を測定した。以下の説明では、このスポット溶接継手を必要に応じて第２の通常溶接の溶接継手と称する。

第２の非通常溶接の溶接継手におけるＣＴＳと、後通電をしていない第２の通常溶接の溶接継手におけるＣＴＳとを比較した。
図１０は、後通電時間ｔ_Ｐと、後通電電流Ｉ_Ｐを本溶接電流Ｉ_Ｗで除した値を自乗した値（（Ｉ_Ｐ／Ｉ_Ｗ）^２）との関係の第２の例を示す図である。

図１０において、第２の非通常溶接の溶接継手におけるＣＴＳが、第２の通常溶接の溶接継手におけるＣＴＳに比べ、２０％以上向上した場合の、後通電時間ｔ_Ｐ、後通電電流Ｉ_Ｐ、及び本溶接電流Ｉ_Ｗに基づいたプロットを○で示す。また、第２の非通常溶接の溶接継手におけるＣＴＳが、第２の通常溶接の溶接継手におけるＣＴＳに比べ、向上するが向上代が２０％未満の場合、又は向上しなかった場合の、後通電時間ｔ_Ｐ、後通電電流Ｉ_Ｐ、及び本溶接電流Ｉ_Ｗに基づいたプロットを▲で示す。図１０に示すように、横軸は（Ｉ_Ｐ／Ｉ_Ｗ）^２であり、縦軸はｔ_Ｐ（ｍｓｅｃ）である。

図１０は、図６に対応する図である。第１の例と同様に、図１０において、○と▲の境界線を回帰曲線として求めた（すなわち、（８）式の係数Ａ及びβを求めた）。その結果から、前記（１４）式を得た。
（１４）式は、前記（５）式に対応する。前記（５）式では係数βは「０．４４」である。これに対し、（１４）式では係数βは「０．４」である。したがって、第１の例に比べて第２の例の方が、後通電時間ｔ_Ｐの下限値が小さくなる。前通電を行うことにより熱影響部４に対する総入熱量が大きくなるためであると考えられる。

なお、第１の例で説明したように、後通電時間ｔ_Ｐが、２００（ｍｓｅｃ）未満であると、前述したα（＝Ｉ_Ｐ／Ｉ_Ｗ）の選択の範囲が狭くなる（図１０を参照）。したがって、後通電時間ｔ_Ｐを、２００（ｍｓｅｃ）以上にするのが好ましく、４００（ｍｓｅｃ）以上にするのがより好ましい。後通電時間ｔ_Ｐの上限値は、特に定めないが、スポット溶接継手の生産性を考慮すれば、２０００（ｍｓｅｃ）以下が好ましい。
また、本例のように、（１４）式を採用すれば、後通電時間ｔ_Ｐの下限値を小さくすることができる。ただし、例えば、前通電を行う場合と行わない場合の後通電時間ｔ_Ｐを統一することにより、後通電時間ｔ_Ｐの設定の間違いを防止するために、本例においても（１４）式ではなく、前記（５）式を採用してもよい。

（保持時間：ｔ_Ｈ）
以上の条件で後通電を行った後、相互に重ね合わせた鋼板１Ａ、１Ｂを、溶接電極２Ａ、２Ｂで、前記（９）式で規定される保持時間ｔ_Ｈ（ｍｓｅｃ）、加圧保持した後、加圧を解放する。
０≦ｔ_Ｈ≦３００ ・・・（９）

保持時間ｔ_Ｈを決定する方法は、第１の例と同じである。なお、第１の例で説明したように、実際の保持時間ｔ_Ｈが、設定した保持時間ｔ_Ｈより長くなることを考慮に入れて、保持時間ｔ_Ｈを設定する必要がある。また、第１の例で説明したように、保持時間ｔ_Ｈを０（ゼロ）にしてもよい。

＜スポット溶接継手＞
次に、本実施形態のスポット溶接継手について説明する。なお、以下の説明では、前記第１の通常溶接の溶接継手と前記第２の通常溶接の溶接継手を総称する場合、これらを必要に応じて通常溶接の溶接継手と称する。また、前記第１の非通常溶接の溶接継手と前記第２の非通常溶接の溶接継手を総称する場合、これらを必要に応じて非通常溶接の溶接継手と称する。

スポット溶接方法の第１の例及び第２の例のようにしてスポット溶接継手を形成すると、熱影響部（ＨＡＺ）における靱性の向上が認められた。本発明者らは、その原因を探るために、前記通常溶接の溶接継手と、前記非通常溶接の溶接継手の熱影響部の組織を電子顕微鏡で観察した。ただし、ここでは、前記非通常溶接の溶接継手のうち、ＣＴＳが、前記通常溶接の溶接継手のＣＴＳの２０％以上向上する前記非通常溶接の溶接継手を採用した。

図１１Ａは、前記非通常溶接の溶接継手（前記第１の非通常溶接の溶接継手）の熱影響部の組織の一例を示す図（写真）である。また、図１１Ｂは、前記通常溶接（前記第１の通常溶接の溶接継手）の溶接継手の熱影響部の組織の一例を示す図（写真）である。図１１Ａ及び図１１Ｂに示すように、ＣＴＳが、前記通常溶接の溶接継手のＣＴＳの２０％以上向上する前記非通常溶接の溶接継手の熱影響部では、前記通常溶接の溶接継手に比べ、鉄系炭化物が多く存在することが確認できた。このことは、前記第１の非通常溶接でも、前記第２の非通常溶接でも確認できた。ここでいう鉄系炭化物は、主にセメンタイト（Fe_３C）である。ただし、鉄系炭化物は、セメンタイトに限定されない。例えば、ε炭化物（Fe_２．４C）等が鉄系炭化物に含まれる場合がある。また、ＭｎやＣｒ等の他の金属が鉄系炭化物に含まれる場合がある。

前記（４）式及び（５）式（前記（１３）式又は（１４）式）の条件で後通電を行うことにより、熱影響部４への入熱が大きくなり、熱影響部４における最高到達温度を高くすることができる。したがって、旧オーステナイト粒が大きくなるため、見かけのマルテンサイト変態温度が上昇する。この見かけのマルテンサイト変態温度が上昇することによって、後通電後の冷却過程において、比較的高温で、熱影響部４における変態が生じ、自動焼戻し（オートテンパー）が生じやすくなる。これにより、微細な鉄系炭化物の析出が多くみられることになる。このように、本発明者らは、熱影響部４における微細な鉄系炭化物の析出が、熱影響部４における靱性の向上に寄与していることを見出した。

そこで、本発明者らは、ＣＴＳが、通常溶接の溶接継手のＣＴＳの２０％以上向上する複数の非通常溶接の溶接継手の熱影響部における鉄系炭化物の析出状態を調査した。その結果、ＣＴＳが、通常溶接の溶接継手のＣＴＳの２０％以上向上する非通常溶接の溶接継手であれば、以下に説明する鉄系炭化物析出条件を必ず満たすことを確認した。

図１２Ａは、鉄系炭化物析出条件の一例を説明する図である。図１２Ｂは、図１２Ａの領域Ａの部分を拡大して示す図である。
図１２Ａは、スポット溶接により鋼板１Ａ、１Ｂの表面に形成された溶接痕の中心を通り、且つ、鋼板１Ａ、１Ｂの板厚方向に沿って切った断面を模式的に示す図である。溶接痕の中心としては、例えば、溶接電極２Ａ、２Ｂの（最先端の領域の）狙い位置（打点位置）を採用することができる。また、実際に形成された溶接痕の輪郭を円で近似し、当該円の中心を溶接痕の中心とすることができる。

このような断面における熱影響部４内の領域であって、鋼板１、２の板厚方向、板面方向をそれぞれ縦方向、横方向とする一辺が１０μｍの正方形の領域１２３内に、最長部の長さが０．１（μｍ）以上である鉄系炭化物が１０個以上析出されている（存在している）ことを、前記鉄系炭化物析出条件とする。
ここで、正方形の領域１２３の中心の位置は、前記断面において、ナゲット３の端部の位置１２０から、ナゲット３の端部を示す線の当該位置１２０における接線１２１に垂直な方向に１００（μｍ）離れた位置１２２である。

また、ナゲット３の端部の位置１２０は、ナゲット３の端部を示す線上の位置のうち、スポット溶接継手の板厚方向の中心を中心とし、板厚方向に沿って、スポット溶接を行う前の鋼板１Ａ、１Ｂの板厚の合計値である総板厚ｔ_ｓｕｍの１／４倍の長さを有する範囲内（図１２Ａのｔ_ｓｕｍ／４で示す範囲内）の位置である。なお、図１２Ａでは、表記の都合上、鋼板１Ａ、１Ｂの間の隙間の部分を含めた長さを総板厚ｔ_ｓｕｍとして表記する。しかし、実際には、前述したように、鋼板１Ａ、１Ｂの間の隙間の部分の長さを含めずに、スポット溶接を行う前の鋼板１Ａ、１Ｂの板厚の合計値を総板厚ｔ_ｓｕｍとする。

スポット溶接継手の板厚方向の中心の位置としては、例えば、前述した断面における、溶接痕の中心を通る部分の板厚方向の長さの中央の位置を採用することができる。
また、鉄系炭化物の最長部の長さとしては、例えば、前記断面において、鉄系炭化物の端部を示す線の任意の２点間の距離の最大値を採用することができる。また、前記断面において、鉄系炭化物の重心の位置を通る直線の長さであって、鉄系炭化物の端部を構成する線の２点間の直線の長さの最大値を、鉄系炭化物の最長部の長さとして採用してもよい。

以上のようにして正方形の領域１２３を定めるのは、かかる領域１２３は、熱影響部４の内部の領域であり、かつ、十字引張試験において、プラグ破断が生じる際に、初期の段階でき裂が発生する領域だからである。

なお、鋼板１Ａ、１Ｂの少なくとも何れか一方は、前述した高強度鋼板である。また、図１２Ａ、図１２Ｂに示す例では、２枚の鋼板１Ａ、１Ｂをスポット溶接する場合を例に挙げて説明した。しかしながら、少なくとも１枚の高強度鋼板を含む３枚以上の鋼板をスポット溶接する場合でも、前述した鉄系炭化物析出条件を適用することができる。

鉄系炭化物の観察の方法の一例を説明する。まず、前記断面を研磨する。その後、正方形の領域１２３を含む領域の電子顕微鏡写真を撮影する。この電子顕微鏡写真から、各鉄系炭化物の最長部の長さを測定し、最長部の長さが０．１（μｍ）以上である鉄系炭化物の個数を数える。この鉄系炭化物の個数から、前述した鉄系炭化物析出条件を満たすか否かを判断することができる。なお、以下の説明では、前述した正方形の領域１２３を必要に応じて鉄系炭化物計数領域と称する。

なお、以上説明した本発明の実施形態は、何れも本発明を実施するにあたっての具体化の例を示したものに過ぎず、これらによって本発明の技術的範囲が限定的に解釈されてはならないものである。すなわち、本発明はその技術思想、またはその主要な特徴から逸脱することなく、様々な形で実現することができる。

次に、本発明の実施例について説明するが、実施例での条件は、本発明の実施可能性及び効果を確認するために採用した一条件例であり、本発明は、この一条件例に限定されるものではない。本発明は、本発明の要旨を逸脱せず、本発明の目的を達成する限りにおいて、種々の条件を採用し得るものである。

表１に示す鋼板Ａ、Ｂ、Ｃを準備した。鋼板Ａは、板厚：２．０（ｍｍ）、引張強度：１４７０ＭＰａ級のホットスタンプ鋼板の表面にＡｌめっきを施したものである。鋼板Ｂは、板厚：１．６（ｍｍ）、引張強度：１４７０ＭＰａ級のホットスタンプ鋼板の表面にＡｌめっきを施したものである。鋼板Ｃは、板厚：１．４（ｍｍ）、引張強度：１４７０ＭＰａ級のホットスタンプ鋼板の表面にＺｎめっきを施したものである。また、表１に示す鋼板Ｄ、Ｅを準備した。鋼板Ｄは、板厚：１．２（ｍｍ）、引張強度：１１８０ＭＰａ級の冷延鋼板の表面にＺｎめっきを施したものである。鋼板Ｅは、板厚：１．４（ｍｍ）、引張強度：９８０ＭＰa級の冷延鋼板である。
なお、表１に示すＣeqは、（１）式で示される炭素当量である。また、表１では、表記の都合上、Ｃの含有量のみを示す。鋼板Ａ〜Ｅは、前述した成分組成を、前述した上下限の範囲内で含有する鋼板である。

同鋼種、同板厚の組み合わせで、２枚の鋼板を重ね合わせ、表２〜６に示す番号１−１〜３３、２−１〜１８の溶接条件にて、サーボガンタイプの溶接機を用いてスポット溶接を行った。そして、ＪＩＳ Ｚ ３１３７に規定の方法で、スポット溶接継手のＣＴＳ（十字引張力）を測定した。測定結果を表７、８のＣＴＳの欄及び通常溶接継手強度比の欄に示す。

表７、８において、通常溶接継手強度比は、番号１−１〜３３、２−１〜１８に示す溶接条件にて形成されたスポット溶接継手のＣＴＳ（非通常溶接の溶接継手のＣＴＳ）から、本溶接後の冷却と後通電とを行わない他は、当該溶接条件と同じ条件にて形成されたスポット溶接継手のＣＴＳ（通常溶接の溶接継手のＣＴＳ）を減算した値を、当該溶接条件にて形成されたスポット溶接継手のＣＴＳ（非通常溶接の溶接継手のＣＴＳ）で割った値に、１００を掛けたものである。尚、図５、図６、及び図１０においても、この通常溶接継手強度比が２０％以上向上したか否かによってプロットの種別を変えている。通常溶接継手強度比が２０％以上向上したか否かを判定基準としているのは、通常溶接継手強度比が２０％以上向上していれば、非通常溶接の溶接継手のＣＴＳと通常溶接の溶接継手のＣＴＳに有意差があるといえるからである。

また、表２〜６に示す溶接条件にて溶接を行うことにより形成されたスポット溶接継手の前記鉄系炭化物計数領域内に存在する、最長部の長さが０．１（μｍ）以上である鉄系炭化物の数を走査型電子顕微鏡（ＳＥＭ）にて数えた。その結果を表７、８の鉄系炭化物析出個数の欄に示す。
前記鉄系炭化物計数領域を得るために、電極の狙い位置を溶接痕の中心とした。そして、当該溶接痕の中心を通り、且つ、２枚の鋼板の板厚方向に沿うように、当該２枚の鋼板を切断し、切断面を研磨した。この研磨後の切断面を走査型電子顕微鏡で観察し、前記鉄系炭化物計数領域を確定した。まず、前記研磨後の切断面のナゲットの端部の位置であって、スポット溶接継手の板厚方向の中心から板厚方向に、２枚の鋼板の溶接前の総板厚の１／８倍の長さだけ離れた２つの位置のうちの１つを特定した。この位置から、ナゲットの端部を示す線（ナゲットの輪郭を示す線）の当該位置における接線に垂直な方向に１００（μｍ）離れた位置を、前記研磨後の切断面の熱影響部内の領域から特定した。そして、この位置を中心とする領域であって、２枚の鋼板の板厚方向、板面方向をそれぞれ縦方向、横方向とする一辺が１０μｍの正方形の領域を前記鉄系炭化物計数領域とした。また、鉄系炭化物の端部を示す線の任意の２点間の距離の最大値を最長部とした。

全ての溶接において、先端の曲率半径：４０（ｍｍ）の銅製のドームラジアス型の電極を用いた。鋼板Ａ、Ｂ、及びＣは、先端径８（ｍｍ）の電極を用い、加圧力：５０００（Ｎ）で溶接した。鋼板Ｄ、Ｅは、先端径６（ｍｍ）の電極を用い、加圧力：３５００（Ｎ）で溶接した。なお、加圧中は、加圧力を変えないようにした。

また、表５、６に示す番号２−１〜２０の溶接条件（前通電を行う溶接条件）でスポット溶接を行う際には、２枚の鋼板の間に隙間を挿入し、本溶接時における散りの発生の有無を調査した。調査結果を表８の「隙間を入れた場合の散りの有無」の欄に示す。厚みが２（ｍｍ）の２枚のスペーサを、電極の狙い位置を介して、間隔を有して相互に対向するように、２枚の鋼板の間に配置する。スペーサと電極の狙い位置との間隔を２０（ｍｍ）とした。

表７、８に示すように、番号１−４〜８、１−１２〜１８、１−２０〜２９、及び、１−３１〜３３、２−５〜７、２−１２、２−１３の発明例では、前述したようにして規定する要件が満たされている（表７、８参照）。したがって、通常のスポット溶接による溶接継手の継手強度に比べて高い継手強度（２０％以上の通常溶接継手強度比）を有する溶接継手が得られている。
なお、鋼板中のＰの含有量が０．０３質量％を超える場合と、Ｓの含有量が０．０１質量％を超える場合には、溶接条件に関わらず、２０％以上の通常溶接継手強度比が得られなかった。また、炭素当量Ｃeq及びその他の成分組成については、前述した範囲でない場合に、高強度鋼板の特性（引張強度、加工性等）が低下することが確認された。

本発明は、例えば、スポット溶接を製造技術として用いる産業に利用することができる。

Claims (3)

1. 相互に重ね合わせられた複数枚の鋼板によるスポット溶接継手であって、
   前記スポット溶接継手は、前記複数枚の鋼板、熱影響部、およびナゲットを有し、
   前記複数枚の鋼板において、少なくとも１枚の鋼板は、引張強度が７５０ＭＰａ〜２５００ＭＰａの高強度鋼板であり、
   前記高強度鋼板の下記（Ａ）式で表される炭素当量Ｃeqは、０．２０質量％〜０．５５質量％であり、
   前記熱影響部において、最長部の長さが０．１（μｍ）以上である１０個以上鉄系炭化物が、前記鋼板の板厚方向、板面方向をそれぞれ縦方向、横方向とする一辺が１０（μｍ）の正方形の領域内に存在し、
   前記正方形の領域は、前記鋼板の表面にある溶接痕の中心を通り、且つ、前記鋼板の板厚方向の断面にあり、
   前記正方形の領域の中心の位置は、前記断面において、ナゲットの端部の位置から、当該ナゲットの端部を示す線の接線に垂直な方向に１００（μｍ）離れた位置であり、
   前記接線は、前記正方形の領域を定めるための前記ナゲットの端部の位置における接線であり、
   前記正方形の領域を定めるための前記ナゲットの端部の位置は、前記スポット溶接継手の前記板厚方向の中心を中心とし、前記板厚方向に沿って、前記複数枚の鋼板の板厚の合計値である総板厚の１／４倍の長さを有する範囲内にある位置であることを特徴とするスポット溶接継手。
   Ｃeq＝[Ｃ]＋[Ｓｉ]／３０＋[Ｍｎ]／２０＋２[Ｐ]＋４[Ｓ] ・・・（Ａ）
   前記（Ａ）式における[Ｃ]、[Ｓｉ]、[Ｍｎ]、[Ｐ]、及び[Ｓ]は、それぞれＣ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｐ、及びＳの各含有量（質量％）である。
2. 複数枚の鋼板を重ね合わせてスポット溶接するスポット溶接方法であって、
   前記複数枚の鋼板のうち少なくとも１枚の鋼板は、引張強度が７５０ＭＰａ〜２５００ＭＰａの高強度鋼板であり、
   前記高強度鋼板の下記（Ａ）式で表される炭素当量Ｃeqは、０．２０質量％〜０．５５質量％であり、
   前記重ね合わせた複数枚の鋼板を、溶接電極により、下記（Ｂ）式を満たす加圧力Ｆ_Ｅ（Ｎ）で加圧した状態で、本溶接電流Ｉ_Ｗ（ｋＡ）を、前記溶接電極に通電する本溶接を行う工程と、
   前記本溶接が終了すると、下記（Ｂ）式を満たす加圧力Ｆ_Ｅ（Ｎ）を保持して、下記（Ｃ）式を満たす本溶接後冷却時間ｔ_Ｓ（ｍｓｅｃ）、前記複数枚の鋼板を冷却する本溶接後冷却を行う工程と、
   前記本溶接後冷却が終了すると、下記（Ｂ）式を満たす加圧力Ｆ_Ｅ（Ｎ）を保持して、下記（Ｄ）式を満たす後通電電流Ｉ_Ｐ（ｋＡ）を、下記（Ｅ）式を満たす後通電時間ｔ_Ｐ（ｍｓｅｃ）、前記溶接電極に通電する後通電を行う工程と、
   前記後通電が終了すると、前記（Ｂ）式を満たす加圧力Ｆ_Ｅ（Ｎ）を、下記（Ｆ）式を満たす保持時間ｔ_Ｈ（ｍｓｅｃ）保持した後、前記加圧力Ｆ_Ｅ（Ｎ）での加圧を解放する工程と、を有することを特徴とするスポット溶接方法。
   Ｃeq＝[Ｃ]＋[Ｓｉ]／３０＋[Ｍｎ]／２０＋２[Ｐ]＋４[Ｓ] ・・・（Ａ）
   １９６０×ｈ≦Ｆ_Ｅ≦３９２０×ｈ ・・・（Ｂ）
   ７×ｈ＋５≦ｔ_Ｓ≦３００ ・・・（Ｃ）
   ０．６６×Ｉ_Ｗ≦Ｉ_Ｐ＜Ｉ_Ｗ ・・・（Ｄ）
   ４８／{（Ｉ_Ｐ／Ｉ_Ｗ）^２−０．４４}≦ｔ_Ｐ ・・・（Ｅ）
   ０≦ｔ_Ｈ≦３００ ・・・（Ｆ）
   前記（Ａ）式における[Ｃ]、[Ｓｉ]、[Ｍｎ]、[Ｐ]、及び[Ｓ]は、それぞれＣ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｐ、及びＳの各含有量（質量％）であり、前記（Ｂ）式及び前記（Ｃ）式におけるｈは、前記鋼板の板厚（ｍｍ）である。
3. 複数枚の鋼板を重ね合わせてスポット溶接するスポット溶接方法であって、
   前記複数枚の鋼板のうち少なくとも１枚の鋼板は、引張強度が７５０ＭＰａ〜２５００ＭＰａの高強度鋼板であり、
   前記高強度鋼板の下記（Ａ）式で表される炭素当量Ｃeqは、０．２０質量％〜０．５５質量％であり、
   前記重ね合わせた複数枚の鋼板を、溶接電極により、下記（Ｂ）式を満たす加圧力Ｆ_Ｅ（Ｎ）で加圧した状態で、下記（Ｃ）式を満たす前通電電流Ｉ_ｆ（ｋＡ）を、下記（Ｄ）式を満たす前通電時間ｔ_ｆ（ｍｓｅｃ）、前記溶接電極に通電する前通電を行う工程と、
   前記前通電が終了すると、下記（Ｂ）式を満たす加圧力Ｆ_Ｅ（Ｎ）を保持して、下記（Ｅ）式を満たす前通電後冷却時間ｔ_Ｃ（ｍｓｅｃ）、前記複数枚の鋼板を冷却する前通電後冷却を行う工程と、
   前記前通電後冷却が終了すると、下記（Ｂ）式を満たす加圧力Ｆ_Ｅ（Ｎ）を保持して、本溶接電流Ｉ_Ｗ（ｋＡ）を、前記溶接電極に通電する本溶接を行う工程と、
   前記本溶接が終了すると、下記（Ｂ）式を満たす加圧力Ｆ_Ｅ（Ｎ）を保持して、下記（Ｆ）式を満たす本溶接後冷却時間ｔ_Ｓ（ｍｓｅｃ）、前記複数枚の鋼板を冷却する本溶接後冷却を行う工程と、
   前記本溶接後冷却が終了すると、下記（Ｂ）式を満たす加圧力Ｆ_Ｅ（Ｎ）を保持して、下記（Ｇ）式を満たす後通電電流Ｉ_Ｐ（ｋＡ）を、下記（Ｈ）式を満たす後通電時間ｔ_Ｐ（ｍｓｅｃ）、前記溶接電極に通電する後通電を行う工程と、
   前記後通電が終了すると、前記（Ｂ）式を満たす加圧力Ｆ_Ｅ（Ｎ）を、下記（Ｉ）式を満たす保持時間ｔ_Ｈ（ｍｓｅｃ）保持した後、前記加圧力Ｆ_Ｅ（Ｎ）での加圧を解放する工程と、を有することを特徴とするスポット溶接方法。
   Ｃeq＝[Ｃ]＋[Ｓｉ]／３０＋[Ｍｎ]／２０＋２[Ｐ]＋４[Ｓ] ・・・（Ａ）
   １９６０×ｈ≦Ｆ_Ｅ≦３９２０×ｈ ・・・（Ｂ）
   ０．４０×Ｉ_Ｗ≦Ｉ_ｆ＜Ｉ_Ｗ ・・・（Ｃ）
   ２０≦ｔ_ｆ ・・・（Ｄ）
   ０≦ｔ_Ｃ＜２００＋７×ｈ ・・・（Ｅ）
   ７×ｈ＋５≦ｔ_Ｓ≦３００ ・・・（Ｆ）
   ０．６６×Ｉ_Ｗ≦Ｉ_Ｐ＜Ｉ_Ｗ ・・・（Ｇ）
   ４８／{（Ｉ_Ｐ／Ｉ_Ｗ）^２−０．４}≦ｔ_Ｐ ・・・（Ｈ）
   ０≦ｔ_Ｈ≦３００ ・・・（Ｉ）
   前記（Ａ）式における[Ｃ]、[Ｓｉ]、[Ｍｎ]、[Ｐ]、及び[Ｓ]は、それぞれＣ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｐ、及びＳの各含有量（質量％）であり、前記（Ｂ）式、前記（Ｅ）式、及び前記（Ｆ）式におけるｈは、前記鋼板の板厚（ｍｍ）である。