邱然鋒，李久勇，張振偉，王彤勇，劉肖揚(yáng)

(1.河南科技大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，河南 洛陽 471023； 2.一拖(洛陽)福萊格車身有限公司，河南 洛陽 471003)

非等厚不銹鋼板電阻點(diǎn)焊的熔核偏移

邱然鋒1，李久勇1，張振偉2，王彤勇2，劉肖揚(yáng)1

(1.河南科技大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，河南 洛陽 471023； 2.一拖(洛陽)福萊格車身有限公司，河南 洛陽 471003)

針對(duì)非等厚不銹鋼板點(diǎn)焊熔核偏移的問題，采用3種電極組合方式對(duì)非等厚不銹鋼板進(jìn)行點(diǎn)焊，測(cè)量了接頭斷面相關(guān)特征尺寸，探討了熔核偏移對(duì)接頭性能的影響，分析了電極組合方式對(duì)熔核偏移的影響。研究結(jié)果表明：非等厚不銹鋼點(diǎn)焊時(shí)采用反焊法能使其絕對(duì)偏移量減小，采用正焊法能使薄板與厚板兩側(cè)的焊透率較接近。熔核絕對(duì)偏移量、相對(duì)偏移量對(duì)接頭抗剪力影響較小。

不銹鋼；電阻點(diǎn)焊；熔核；性能；偏移

0 引言

電阻點(diǎn)焊接頭承載能力很大程度上取決于熔核的有效承載面積，而非等厚板材點(diǎn)焊的熔核偏移會(huì)影響接頭的性能[1-2]。隨著非等厚板材在工程應(yīng)用中日益廣泛，研究電阻點(diǎn)焊中熔核偏移的規(guī)律及改善熔核偏移的措施具有重要的工程應(yīng)用價(jià)值。

目前，國內(nèi)外學(xué)者主要從數(shù)值模擬與試驗(yàn)兩方面對(duì)非等厚板材電阻點(diǎn)焊熔核偏移進(jìn)行研究。文獻(xiàn)[3]探討了兩層及三層的非等厚鋁合金板電阻點(diǎn)焊的熔核偏移。文獻(xiàn)[4]研究了非等厚低碳鋼板電阻點(diǎn)焊熔核的偏移，發(fā)現(xiàn)采用不對(duì)稱電極能改善熔核偏移，提高接頭抗剪力。文獻(xiàn)[5]采用多元非線性回歸數(shù)學(xué)模型，分析了焊接參數(shù)對(duì)非等厚鋼板點(diǎn)焊熔核偏移的影響。文獻(xiàn)[6]在分析熔核形成過程中電流密度和溫度變化規(guī)律的基礎(chǔ)上，提出采用不對(duì)稱電極點(diǎn)焊非等厚三層鋼板，即通過電極的形狀改變焊接電流密度及散熱條件，改善非等厚板點(diǎn)焊熔核的偏移。而有關(guān)非等厚不銹鋼板的點(diǎn)焊，只有文獻(xiàn)[7]指出采用反焊法，即在厚板側(cè)選用小直徑電極，薄板側(cè)選用大直徑電極，能夠緩解熔核偏移。但是，有關(guān)采用反焊法點(diǎn)焊非等厚不銹鋼板的試驗(yàn)報(bào)道較少。針對(duì)這一問題，本文采用3種不同的電極組合對(duì)非等厚不銹鋼板進(jìn)行點(diǎn)焊，分析熔核偏移現(xiàn)象，探討非等厚不銹鋼點(diǎn)焊反焊法的效果，為非等厚不銹鋼點(diǎn)焊工程化應(yīng)用提供技術(shù)支撐。

1 試驗(yàn)材料與方法

試驗(yàn)材料是厚度分別為1 mm和2 mm的奧氏體SUS304不銹鋼薄板和厚板。將其剪切成100 mm×30 mm的試樣，并用丙酮脫脂后風(fēng)干。 沿長(zhǎng)度方向搭接裝配薄板與厚板各1枚，搭接長(zhǎng)度為30 mm。點(diǎn)焊時(shí)，固定焊接時(shí)間為10周波，固定電極壓力為2 kN，焊接電流分別選用6 kA、8 kA和10 kA。

所用電極材料為CuCrZr合金，電極端面直徑有6 mm和12 mm兩種。點(diǎn)焊時(shí)，分別采用3種組合方式：(1)對(duì)稱焊，點(diǎn)焊時(shí)試樣薄板側(cè)與厚板側(cè)均采用端面直徑為6 mm的電極。(2)正焊法，薄板側(cè)采用端面直徑為6 mm的電極，厚板側(cè)采用端面直徑為12 mm的電極。(3)反焊法，薄板側(cè)采用端面直徑為12 mm的電極，厚板側(cè)采用端面直徑為6 mm的電極。焊后，對(duì)接頭進(jìn)行斷面觀察、測(cè)量試驗(yàn)。垂直于接合界面沿焊點(diǎn)直徑橫切焊接接頭，研磨、拋光其斷面，使用王水(V(HCl)∶V(HNO3)=3∶1)腐蝕。利用光學(xué)顯微鏡觀察接頭斷面，并測(cè)量相關(guān)特征尺寸以評(píng)價(jià)熔核的偏移。

圖1 接頭特征尺寸注釋

圖1為接頭特征尺寸的注釋。圖1中：c1與c2分別為薄板側(cè)和厚板側(cè)的壓痕深度,mm；H1與H2分別為薄板和厚板的原厚度,mm；h1與h2分別為薄板側(cè)和厚板側(cè)的熔核厚度,mm；△h為熔核幾何中心線距板間貼合面的距離，這里定義為熔核絕對(duì)偏移量,mm。 焊透率η的計(jì)算公式為η=h/(H-c)[8]。 將薄板與厚板焊透率之比(η1/η2)定義為熔核相對(duì)偏移量。

為檢測(cè)接頭性能，對(duì)部分接頭在室溫條件下以1.7×10-5m/s的速率進(jìn)行拉伸試驗(yàn)。為了進(jìn)行對(duì)比，使用同樣方法和焊接參數(shù)對(duì)Q235低碳鋼板進(jìn)行點(diǎn)焊。低碳鋼板厚度同樣選為1 mm和2 mm。每一焊接條件焊接7個(gè)試樣，其中，3個(gè)試樣用于斷面觀察，4個(gè)試樣用于拉伸試驗(yàn)。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

圖2 SUS304不銹鋼接頭熔核的宏觀形貌

圖2是焊接電流為8 kA時(shí),SUS304不銹鋼接頭熔核的宏觀形貌。如圖2所示，采用3種電極組合獲得的接頭熔核中都沒有觀察到孔洞、裂紋等缺陷，表明接合良好。但是3種接頭的熔核中心均出現(xiàn)不以貼合面對(duì)稱，而偏向厚板的現(xiàn)象。這是因?yàn)椴煌穸鹊匿摪妩c(diǎn)焊時(shí)，厚件的電阻大，析熱多，由于析熱中心遠(yuǎn)離電極而導(dǎo)致散熱緩慢。薄件的電阻小，析熱少，析熱中心靠近電極，散熱較快，造成焊接溫度場(chǎng)分布不均勻，使熔核向厚板偏移。

表1為SUS304不銹鋼接頭的電極壓痕深度、熔核直徑和抗剪力，其中，熔核直徑是在接頭斷面上測(cè)量而得出的。從表1中可看出：在所用電極組合方式相同情況下，熔核直徑隨焊接電流的增大而增大。這是因?yàn)楹附与娏鞯脑龃笾率裹c(diǎn)焊中析出了較多電阻熱。在焊接參數(shù)相同條件下，3種方法所得熔核直徑相差較小，在測(cè)量誤差之內(nèi)。電極壓痕變化有以下3個(gè)特征：(1)所用電極組合方式相同時(shí)，電極壓痕隨焊接電流的增大而變深。(2)焊接參數(shù)相同情況下，無論正焊法還是反焊法，電極端面直徑小的一側(cè)壓痕較深，而大電極側(cè)壓痕很小。相對(duì)于小電極置于厚板側(cè)(反焊法)時(shí)的壓痕，小電極置于薄板側(cè)(正焊法)時(shí)的壓痕較深。(3)對(duì)稱焊時(shí)薄板側(cè)壓痕比厚板側(cè)的稍深。

電極壓痕深度與施加的電極壓力、所用電極端面尺寸、熔核直徑及板厚有關(guān)。電極壓力相同的情況下，電極端面直徑小時(shí)能產(chǎn)生較大的應(yīng)力，致使焊接區(qū)發(fā)生較大的塑性變形，而導(dǎo)致壓痕變深。熔核直徑增大會(huì)使點(diǎn)焊時(shí)上下電極間金屬塑變阻力減小而產(chǎn)生較深的壓痕。焊接條件相同時(shí)，由于薄板容易變形而使薄板側(cè)壓痕深于厚板側(cè)壓痕。

表1 SUS304不銹鋼接頭電極壓痕深度、熔核直徑和抗剪力

圖3 不銹鋼接頭和低碳鋼接頭的熔核厚度與熔核絕對(duì)偏移量

圖3為不銹鋼接頭和低碳鋼接頭的熔核厚度與熔核絕對(duì)偏移量。由圖3可知，不同焊接條件下，非等厚不銹鋼接頭的厚板側(cè)、薄板側(cè)熔核厚度的變化具有以下特征：(1)對(duì)于所有的接頭，其厚板側(cè)的熔核厚度都遠(yuǎn)大于薄板側(cè)的。(2)所用電極組合方式相同的情況下，接頭厚板側(cè)、薄板側(cè)熔核厚度隨焊接電流的增加呈無規(guī)律性變化。(3)在焊接電流相同的情況下，接頭薄板側(cè)熔核厚度的變化與所用電極組合方式無關(guān)。(4)在焊接電流相同的情況下，采用正焊法所得接頭的厚板側(cè)熔核厚度最大。

采用不同電極組合方式所得非等厚不銹鋼接頭厚板側(cè)熔核的厚度變化，也導(dǎo)致了接頭熔核絕對(duì)偏移量的變化。如圖3所示，在焊接電流相同的情況下，反焊時(shí)SUS304接頭熔核絕對(duì)偏移量最小，正焊時(shí)最大。從這一點(diǎn)來說，采用反焊法有利于減少非等厚不銹鋼點(diǎn)焊熔核的偏移。但是，采用相同方法獲得的非等厚Q235低碳鋼接頭也呈現(xiàn)出相似的變化規(guī)律。這說明了反焊法能減少接頭熔核絕對(duì)偏移量并非不銹鋼接頭所特有，主要原因是熔核的變形。 采用正焊法時(shí)，在薄板側(cè)的小直徑電極作用下，熔核向薄板側(cè)微彎(如圖2a所示)，使熔核幾何中心線遠(yuǎn)離貼合面，熔核絕對(duì)偏移量較大；而采用反焊法時(shí)，熔核幾何中心線靠近貼合面，其熔核絕對(duì)偏移量則較小。

圖4 不銹鋼接頭和低碳鋼接頭的焊透率與熔核相對(duì)偏移量

本文采用相對(duì)偏移量評(píng)價(jià)非等厚不銹鋼點(diǎn)焊接頭熔核的偏移。圖4顯示了不銹鋼接頭和低碳鋼接頭薄板側(cè)、厚板側(cè)的焊透率與熔核相對(duì)偏移量(η1/η2)。對(duì)于所有接頭，薄板側(cè)和厚板側(cè)的焊透率都達(dá)到相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)[8]。厚板側(cè)焊透率受所用電極組合的影響較小，薄板側(cè)焊透率隨電極組合的變化呈規(guī)律性變化。正焊時(shí)薄板側(cè)焊透率最大，反焊時(shí)薄板側(cè)焊透率則最小。這是因?yàn)榉春笗r(shí)薄板側(cè)采用大直徑電極導(dǎo)致該側(cè)熱量不充分，焊透率下降。

在相同焊接電流的條件下，采用正焊法時(shí)，SUS304接頭熔核相對(duì)偏移量最接近于1.0(見圖4中虛橫線)，此時(shí)，薄板側(cè)與厚板側(cè)的焊透率比較接近。而采用反焊法時(shí)熔核相對(duì)偏移量則遠(yuǎn)離虛線(見圖4)，即薄板側(cè)焊透率遠(yuǎn)小于厚板側(cè)。這一規(guī)律與相同方法所得非等厚Q235低碳鋼接頭相似。因此，采用正焊法有利于平衡薄板側(cè)與厚板側(cè)的焊透率。

在不同焊接條件下所得非等厚不銹鋼點(diǎn)焊接頭的抗剪力見表1。相同電極組合方式下，接頭抗剪力隨焊接電流增大而增大。這是由于焊接電流增大使熔核直徑增大，接頭承載面積增大。在焊接電流相同的條件下，電極組合方式對(duì)接頭抗剪力影響的規(guī)律性不強(qiáng)，與熔核絕對(duì)偏移量、熔核相對(duì)偏移量的關(guān)系尚不明確。接頭的破壞形式與焊接電流有關(guān)，焊接電流為6 kA時(shí)，接頭的破壞形式為界面撕裂；焊接電流為8 kA、10 kA時(shí)，接頭則呈紐扣式破壞，均是在薄板側(cè)斷裂。

但是，對(duì)照表1中壓痕深度與熔核直徑可以發(fā)現(xiàn)：接頭呈界面撕裂破壞(焊接電流為6 kA)時(shí)，接頭抗剪力隨熔核直徑的增大而增大；接頭呈紐扣式破壞(焊接電流為8 kA和10 kA)時(shí)，接頭抗剪力隨薄板側(cè)壓痕深度的減小而增大。這是因?yàn)辄c(diǎn)焊接頭抗剪力除與材料的組織、性能有關(guān)外，界面撕裂破壞的主要因素是熔核直徑，紐扣式破壞的主要因素為焊點(diǎn)厚度和熔核直徑[9-10]。壓痕過深不僅導(dǎo)致接頭承載厚度減小，而且造成局部應(yīng)力集中，所以紐扣式破壞時(shí)接頭抗剪力隨壓痕加深而降低。本研究所得非等厚不銹鋼點(diǎn)焊接頭紐扣式破壞是從薄板側(cè)斷裂，所以薄板側(cè)電極壓痕深度是影響接頭抗剪力的主要因素。

3 結(jié)論

(1)采用反焊法點(diǎn)焊非等厚不銹鋼時(shí)，因熔核本身的變形能使其絕對(duì)偏移量減小，但這并非不銹鋼點(diǎn)焊所特有。

(2)采用正焊法點(diǎn)焊非等厚不銹鋼時(shí)，薄板側(cè)與厚板側(cè)的焊透率較接近，熔核相對(duì)偏移量接近于1.0。

(3)非等厚不銹鋼點(diǎn)焊接頭抗剪力與熔核絕對(duì)偏移量、熔核相對(duì)偏移量的關(guān)系尚不明確。

[1] ASLANLAR S.The effect of nucleus size on mechanical properties in electrical resistance spot welding of sheets used in automotive industry[J].Materials and design,2006,27(3):125-131.

[2]ASLANLAR S,OGUR A,OZSARAC U,et al.Welding time effect on mechanical properties of automotive sheets in electrical resistance spot welding[J].Materials and design,2007,28(7):1-5.

[3] 顏富裕，李洋，羅震，等.外加磁場(chǎng)對(duì)非等厚鋁合金電阻點(diǎn)焊熔核偏移的影響[J].焊接學(xué)報(bào)，2016,37(2):67-70.

[4] BROZEK M.Resistance spot welding of steel sheets of different thickness[J].Engineering for rural development,2015,14(1):72-77.

[5] 羅怡，李春天，周銀.非等厚異種鋼電阻點(diǎn)焊熔核成形的多元非線性回歸模型[J].焊接學(xué)報(bào)，2010,31(11):85-88.

[6] SHEN J,ZHANG Y,WANG P C.Nugget shifting in resistance spot welding of multi-stackup sheets[J].Quarterly journal of the Japan welding society,2011,29(3):133s-137s.

[7] 趙熹華,馮吉才.壓焊方法及設(shè)備[M].北京：機(jī)械工業(yè)出版社.2005.

[8] 中國機(jī)械工程學(xué)會(huì)焊接學(xué)會(huì).焊接手冊(cè)(第1卷):焊接方法及設(shè)備[M].北京：機(jī)械工業(yè)出版社,1992:11.

[9] SATONAKA S,KAIEDA K,OKAMAOTO S.Prediction of tensile-shear strength of spot welds based on fracture modes[J].Weld in the world,2004,48(5/6):39-45.

[10] QIU R F,SATONAKA S,IWAMOTO C.Mechanical properties and microstructures of magnesium alloy AZ31B joint fabricated by resistance spot welding with cover plates[J].Science and technology of welding and joining,2009,14(8):691-697.

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(U1204520)；河南省國際合作基金項(xiàng)目(162102410023)；河南省高?？萍紕?chuàng)新人才計(jì)劃基金項(xiàng)目(16HASTIT050)

邱然鋒(1974-)，男，河南鹿邑人，副教授，博士，主要研究方向?yàn)楫惙N材料連接.

2017-03-18

1672-6871(2017)06-0007-04

10.15926/j.cnki.issn1672-6871.2017.06.002

TG441．2

A