朱 強(qiáng)， 秦 飛， 王武榮， 韋習(xí)成

(上海大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院， 上海 200072)

在全球能源匱乏和環(huán)境污染的嚴(yán)峻形勢(shì)下，輕量化和安全性成為汽車(chē)發(fā)展的主要方向.熱成形鋼零件由于強(qiáng)度高(抗拉強(qiáng)度達(dá) 1 500 MPa)，能量吸收率高和防撞凹性能好等優(yōu)勢(shì)，從而有效實(shí)現(xiàn)汽車(chē)結(jié)構(gòu)件的輕量化和安全性[1-2].另外，汽車(chē)外覆蓋件大多是形狀復(fù)雜的空間曲面結(jié)構(gòu)，因此需要鋼板具有極佳的成形性能.冷軋深沖鋼具有優(yōu)良的沖壓成形性能，因而被廣泛地用于汽車(chē)覆蓋件[3].如汽車(chē)側(cè)面碰撞區(qū)域中，A/B/C柱及相關(guān)支撐件采用熱成形工藝制作以降低側(cè)碰時(shí)的乘員空間侵入量，在提高耐撞性的同時(shí)降低車(chē)身質(zhì)量；而車(chē)身外形具有復(fù)雜的造型，因此前圍、側(cè)圍零件大多采用深沖性能極好的軟鋼沖壓而成.

電阻點(diǎn)焊(RSW)由于低成本、高生產(chǎn)效率、易于實(shí)現(xiàn)機(jī)械化和自動(dòng)化生產(chǎn)等優(yōu)點(diǎn)，在汽車(chē)結(jié)構(gòu)件的連接中被廣泛采用.研究表明，在汽車(chē)車(chē)身連接工藝中，90%以上的車(chē)身裝配工作是由點(diǎn)焊工藝實(shí)現(xiàn)的.通常，一輛汽車(chē)白車(chē)身大約有 5 000 個(gè)焊點(diǎn)，而這些焊點(diǎn)的質(zhì)量直接影響車(chē)身的性能[4].

目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)熱成形鋼和冷軋深沖鋼的電阻點(diǎn)焊焊接性能做了大量的研究[5-7]，均表明采用合理的焊接工藝后熔核良好，焊點(diǎn)拉剪強(qiáng)度滿足實(shí)際生產(chǎn)要求.但大多研究局限于兩層板點(diǎn)焊，針對(duì)三層板點(diǎn)焊的研究較少.在汽車(chē)車(chē)身結(jié)構(gòu)中，由于設(shè)計(jì)的結(jié)構(gòu)工藝性以及車(chē)身輕量化后一些重要部位需要設(shè)置加強(qiáng)板以提高局部強(qiáng)度，所以在車(chē)身中存在大量的三層板或多層板點(diǎn)焊接頭[8]，如車(chē)身前縱梁，A/B/C柱等部位.顏福裕等[9]研究了三層板6061鋁合金點(diǎn)焊接頭形式對(duì)其力學(xué)性能的影響，結(jié)果表明不同搭接形式下的點(diǎn)焊接頭具有不同的峰值載荷和斷裂能量.Tavasolizadeh等[10]研究了低碳鋼三層板電阻點(diǎn)焊接頭力學(xué)性能，結(jié)果表明，三層板點(diǎn)焊熔核形成于接頭幾何中心，三層板界面熔核尺寸大于接頭幾何中心熔核尺寸，而且界面熔核尺寸是影響三層板點(diǎn)焊接頭峰值載荷、斷裂能量以及失效模式的重要因素.以上研究都關(guān)注了同種材料的三層板點(diǎn)焊，而忽視了三層板點(diǎn)焊接頭的材料大多為異種高強(qiáng)鋼的實(shí)際狀況，因此迫切需要研究異種高強(qiáng)鋼三層板點(diǎn)焊，從而為生產(chǎn)實(shí)際提供理論支撐.

本文以B1500HS-1.4 mm、B1500HS-1.6 mm和DC06-0.8 mm 3種差強(qiáng)差厚材料為研究對(duì)象，通過(guò)改變搭接順序研究了強(qiáng)強(qiáng)弱(B1500HS-1.4 mm/B1500HS-1.6 mm/DC06-0.8 mm)和強(qiáng)弱強(qiáng)(B1500HS-1.4 mm/DC06-0.8 mm/B1500HS-1.6 mm)兩種點(diǎn)焊接頭力學(xué)性能的差異，并對(duì)這兩種點(diǎn)焊接頭熔核形成過(guò)程，熔核區(qū)顯微組織、界面熔核尺寸以及顯微硬度進(jìn)行了對(duì)比分析.

1 試驗(yàn)材料及方法

試驗(yàn)材料為寶鋼生產(chǎn)的 1.4 mm及 1.6 mm厚的熱成形22MnB5高硼鋼和 0.8 mm厚的冷軋深沖DC06鋼.22MnB5經(jīng)壓力淬火后，顯微組織主要為分布均勻的板條狀馬氏體，抗拉強(qiáng)度達(dá)到 1 542 MPa，屈服強(qiáng)度為 1 142 MPa，斷后延伸率為5%.DC06鋼的顯微組織為典型的鐵素體組織，實(shí)測(cè)其抗拉強(qiáng)度為277 MPa，屈服強(qiáng)度為135 MPa，斷后延伸率為61%.

將試驗(yàn)鋼板線切割成尺寸為113 mm×38 mm的試樣，搭接長(zhǎng)度取為38 mm.由于點(diǎn)焊接頭拉伸試驗(yàn)時(shí)熔核會(huì)發(fā)生旋轉(zhuǎn)，導(dǎo)致接頭峰值載荷降低，所以在試樣兩端焊接同等厚度的墊片保證拉伸時(shí)剪切力位于同一平面上，墊片尺寸為70 mm×38 mm.拉剪試樣接頭設(shè)計(jì)如圖1所示，分別形成以下4個(gè)界面：強(qiáng)強(qiáng)弱三層板上界面(B1500HS-B1500HS)，強(qiáng)強(qiáng)弱三層板下界面(B1500HS-DC06)，強(qiáng)弱強(qiáng)三層板上界面(B1500HS-DC06)，強(qiáng)弱強(qiáng)三層板下界面(DC06-B1500HS).

為保證焊點(diǎn)和整車(chē)焊點(diǎn)一致，焊接在整車(chē)試制車(chē)間進(jìn)行.采用電流頻率為 1 kHz的直流高頻電阻點(diǎn)焊機(jī)，電極為銅-鉻-鋯合金球形電極，電極頭端面直徑為6 mm，采用兩個(gè)脈沖進(jìn)行焊接.具體焊接參數(shù)為：預(yù)壓時(shí)間100 ms；預(yù)熱電流 4.5 kA；焊接電流 8.5 kA；電極壓力300 MPa；預(yù)壓時(shí)間100 ms；焊接時(shí)間400 ms；維持時(shí)間500 ms.焊接前超聲清洗試樣表面油污.

點(diǎn)焊試驗(yàn)完成后，采用線切割的方法沿著垂直于焊接接頭中心切開(kāi)，鑲嵌后進(jìn)行打磨、拋光，最后采用體積分?jǐn)?shù)為4%硝酸酒精溶液進(jìn)行腐蝕，采用NikonMA-100倒置式金相顯微鏡觀察焊點(diǎn)的顯微組織，采用VHX-1500超景深顯微鏡觀察點(diǎn)焊接頭的宏觀形貌，采用MH-3型顯微硬度計(jì)沿熔核對(duì)角線方向測(cè)試焊點(diǎn)處的顯微硬度，試驗(yàn)加載載荷為 2.94 N，載荷保持時(shí)間為5 s，測(cè)試點(diǎn)間距為 0.50 mm.采用CMT5105萬(wàn)能材料試驗(yàn)機(jī)對(duì)點(diǎn)焊試樣進(jìn)行拉剪試驗(yàn)，加載速度為10 mm/min.采用SORPAS軟件分析強(qiáng)強(qiáng)弱和強(qiáng)弱強(qiáng)兩種點(diǎn)焊接頭熔核的形成過(guò)程.

圖1 不同搭接順序下的三層板點(diǎn)焊連接界面

2 結(jié)果與討論

2.1 剪切拉伸試驗(yàn)

由文獻(xiàn)[1]可知，搭接順序?yàn)閺?qiáng)強(qiáng)弱的三層板上界面(B1500HS-B1500HS)和下界面(B1500HS-DC06)點(diǎn)焊接頭抗剪峰值載荷(L)分別為 27.284 kN和 4.477 kN(見(jiàn)圖2).搭接順序?yàn)閺?qiáng)弱強(qiáng)的三層板上界面(B1500HS-DC06)和下界面(DC06-B1500HS)點(diǎn)焊接頭抗剪峰值載荷分別為 19.000 kN和 19.004 kN，雖然其抗剪載荷比強(qiáng)強(qiáng)弱組合上界面降低了 30.4%，但比強(qiáng)強(qiáng)弱組合下界面提高了 3.2 倍.搭接順序?yàn)閺?qiáng)強(qiáng)弱的三層板上界面(B1500HS-B1500HS)點(diǎn)焊接頭斷裂能量(Q)最高為 37.211 J，該焊接組合下界面(B1500HS-DC06)點(diǎn)焊接頭斷裂能量最低為 11.502 J，與抗剪峰值載荷有著一致的規(guī)律.而搭接順序?yàn)閺?qiáng)弱強(qiáng)的三層板上界面(B1500HS-DC06)和下界面(DC06-B1500HS)點(diǎn)焊接頭斷裂能量比較接近，分別為 17.749和 20.002 J.雖然搭接順序?yàn)閺?qiáng)強(qiáng)弱的三層板上界面(B1500HS-B1500HS)點(diǎn)焊接頭抗剪峰值載荷和斷裂能量遠(yuǎn)高于其他組合點(diǎn)焊接頭，但其焊接組合下界面(B1500HS-DC06)點(diǎn)焊接頭抗剪峰值載荷和斷裂能量過(guò)低，碰撞時(shí)很容易造成從該界面失效產(chǎn)生裂紋導(dǎo)致整體焊點(diǎn)開(kāi)裂失效；而強(qiáng)弱強(qiáng)組合兩個(gè)界面的抗剪載荷比較均衡，在碰撞結(jié)構(gòu)力的影響下，其焊點(diǎn)所能承受的失效載荷遠(yuǎn)高于強(qiáng)強(qiáng)弱組合，因而提高了整體耐撞性能.因此在車(chē)身耐撞設(shè)計(jì)中，當(dāng)兩個(gè)強(qiáng)板與一個(gè)弱板搭接時(shí)，應(yīng)盡量避免弱板在外側(cè).以A柱側(cè)撞區(qū)前圍橫梁、A柱斜支撐和前圍板為例，傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)為前圍橫梁和前圍板在外側(cè)，A柱斜支撐在中間的強(qiáng)強(qiáng)弱搭接順序.通過(guò)結(jié)構(gòu)優(yōu)化可將此處的三層板搭接順序設(shè)計(jì)為：前圍橫梁最外側(cè)，前圍板在中間，內(nèi)側(cè)為A柱斜支撐(見(jiàn)圖3)，從而有效提升碰撞中的焊點(diǎn)抗剪失效能力.

圖2 兩種點(diǎn)焊接頭不同搭接順序下的剪切試驗(yàn)峰值載荷和斷裂能量對(duì)比

圖3 汽車(chē)A柱區(qū)域前圍橫梁、前圍板與A柱斜支撐(強(qiáng)弱強(qiáng))搭接結(jié)構(gòu)

2.2 顯微組織分析

圖4為采用SORPAS軟件模擬強(qiáng)強(qiáng)弱(B1500HS-1.4 mm/B1500HS-1.6 mm/DC06-0.8 mm)和強(qiáng)弱強(qiáng)(B1500HS-1.4 mm/DC06-0.8 mm/B1500HS-1.6 mm)兩種點(diǎn)焊接頭熔核形成過(guò)程.當(dāng)焊接時(shí)間為55 ms時(shí)，強(qiáng)強(qiáng)弱點(diǎn)焊接頭兩個(gè)界面處的熔核形成不均勻，而強(qiáng)弱強(qiáng)點(diǎn)焊接頭兩個(gè)界面處的熔核形成非常均勻；同時(shí)可以看出強(qiáng)強(qiáng)弱點(diǎn)焊接頭B1500HS-B1500HS界面處的熔核體積遠(yuǎn)大于其他組合界面處的熔核體積.這主要是由于B1500HS-B1500HS界面處的接觸電阻高于B1500HS-DC06界面，根據(jù)焦耳定律可知接收的熱量較多，使得板材熔化后形成的熔核體積較大.當(dāng)焊接時(shí)間達(dá)到85 ms時(shí)，三層板點(diǎn)焊兩個(gè)界面處的小熔核開(kāi)始匯合到一起，強(qiáng)強(qiáng)弱點(diǎn)焊接頭熔核分布依然不均勻，而強(qiáng)弱強(qiáng)點(diǎn)焊接頭近似形成一個(gè)分布均勻的橢圓形熔核.當(dāng)焊接時(shí)間進(jìn)行到850 ms時(shí)，熔核體積進(jìn)一步增大達(dá)到峰值，最終兩種點(diǎn)焊接頭均形成以軸向?yàn)槎梯S，徑向?yàn)殚L(zhǎng)軸的橢圓形熔核，如圖4(c)所示.另外，強(qiáng)強(qiáng)弱點(diǎn)焊接頭外側(cè)DC06鋼產(chǎn)生翹曲，從而導(dǎo)致強(qiáng)強(qiáng)弱點(diǎn)焊接頭B1500HS-DC06界面力學(xué)性能下降.因此，異種高強(qiáng)三層板點(diǎn)焊熔核形成機(jī)理為：三層板點(diǎn)焊先從上下兩個(gè)界面開(kāi)始形成熔核，隨著焊接時(shí)間的增加，液態(tài)熔核直徑持續(xù)增大，隨后兩個(gè)界面處的小熔核熔合后形成一個(gè)完整的熔核，之后熔核進(jìn)一步長(zhǎng)大直至達(dá)到最大值.

3種材料不同搭接順序下的點(diǎn)焊接頭顯示出不同的抗剪能力，其原因和其熔核形成過(guò)程中的顯微組織緊密相關(guān).為方便對(duì)比，將文獻(xiàn)[1]中強(qiáng)強(qiáng)弱搭接順序下點(diǎn)焊接頭熔核區(qū)微觀組織的顯微照片(見(jiàn)圖5)和本文中強(qiáng)弱強(qiáng)搭接順序下點(diǎn)焊接頭熔核區(qū)微觀組織的顯微照片(見(jiàn)圖6)進(jìn)行對(duì)比，由圖中可以看出，兩種點(diǎn)焊接頭熔核微觀組織主要由粗大的板條馬氏體、少量的鐵素體和珠光體混合組成.另外，熔核區(qū)均呈現(xiàn)柱狀晶的形態(tài)，點(diǎn)焊接頭熔核區(qū)柱狀晶形成過(guò)程如下：焊接時(shí)，點(diǎn)焊接頭通電后，由于電阻熱的作用產(chǎn)生大量的熱量，使板材內(nèi)部處于過(guò)熱的狀態(tài)，同時(shí)電極作用方向?yàn)槿酆藚^(qū)溫度梯度最大的方向，從宏觀上看熔核區(qū)具有典型的粗大的柱狀樹(shù)枝晶特點(diǎn)，并且柱狀樹(shù)枝晶沿著垂直于板材結(jié)合面方向生長(zhǎng).

對(duì)比圖5和圖6熔核區(qū)白色鐵素體組織可以看出，DC06側(cè)熔核區(qū)鐵素體含量明顯高于B1500HS-1.4 mm和B1500HS-1.6 mm側(cè)熔核區(qū)鐵素體含量，熔核區(qū)組織分布不均勻.主要原因是該點(diǎn)焊接頭熔核形成位置基本位于接頭幾何中心，而鐵素體鋼DC06位于點(diǎn)焊接頭的外側(cè)，導(dǎo)致熔核形成時(shí)DC06鋼熔化后元素?cái)U(kuò)散較少，最終使得熔核區(qū)DC06側(cè)鐵素體含量高于B1500HS側(cè)熔核區(qū).而從圖6中可以看出，3種鋼板處的熔核顯微組織分布均勻，主要原因是點(diǎn)焊接頭熔核形成位置位于接頭幾何中心，鐵素體鋼DC06位于兩個(gè)熱成形鋼之間，熔核形成時(shí)，DC06鋼熔化后元素向兩側(cè)擴(kuò)散直至整個(gè)熔核區(qū)，最終整個(gè)熔核區(qū)顯微組織分布均勻.

Pouranvari[11]在研究中發(fā)現(xiàn)，在三層板電阻點(diǎn)焊中，點(diǎn)焊接頭力學(xué)性能與三層板界面與界面之間的熔核尺寸(d)有關(guān)，界面熔核尺寸越大，點(diǎn)焊接頭力學(xué)性能越好.圖7所示為兩種點(diǎn)焊接頭界面熔核尺寸，搭接順序?yàn)閺?qiáng)強(qiáng)弱的三層板點(diǎn)焊接頭上界面(B1500HS-B1500HS)熔核尺寸最大為 7.04 mm，此搭接順序下點(diǎn)焊接頭下界面(B1500HS-DC06)熔核尺寸最小為 5.91 mm[1].搭接順序?yàn)閺?qiáng)弱強(qiáng)的三層板點(diǎn)焊接頭上界面(B1500HS-DC06)和下界面(DC06-B1500HS)熔核尺寸分別為 6.54 mm和 6.94 mm.由此對(duì)應(yīng)的搭接順序?yàn)閺?qiáng)強(qiáng)弱的三層板上界面點(diǎn)焊接頭強(qiáng)度最高，然后依次為強(qiáng)弱強(qiáng)下界面點(diǎn)焊接頭，強(qiáng)弱強(qiáng)上界面點(diǎn)焊接頭，接頭強(qiáng)度最低的為強(qiáng)強(qiáng)弱下界面點(diǎn)焊接頭.

圖4 強(qiáng)強(qiáng)弱和強(qiáng)弱強(qiáng)兩種點(diǎn)焊接頭熔核形成過(guò)程對(duì)比

圖5 B1500HS-1.4 mm/B1500HS-1.6 mm/DC06-0.8 mm 點(diǎn)焊接頭熔核區(qū)顯微組織[1]

圖6 B1500HS-1.4 mm/DC06-0.8 mm/B1500HS-1.6 mm點(diǎn)焊接頭熔核區(qū)顯微組織

圖7 兩種點(diǎn)焊接頭不同界面熔核尺寸

2.3 顯微硬度

圖8 兩種三層板點(diǎn)焊接頭熔核顯微硬度分布

圖8所示為B1500HS-1.4 mm/B1500HS-1.6 mm/DC06-0.8 mm和B1500HS-1.4 mm/DC06-0.8 mm/B1500HS-1.6 mm兩種點(diǎn)焊接頭橫截面顯微硬度(維氏硬度)分布對(duì)比示意圖，圖中D為距焊點(diǎn)中心的距離.從圖中可以看出， B1500HS-1.4 mm/B1500HS-1.6 mm/DC06-0.8 mm點(diǎn)焊接頭熔核區(qū)(FZ)顯微硬度大約為500，B1500HS母材(BM)硬度大約為460，DC06母材硬度大約為93，B1500HS-1.4 mm熱影響區(qū)(HAZ)存在一個(gè)明顯的軟化區(qū)，最低硬度達(dá)到383，靠近熔核區(qū)的DC06鋼側(cè)熱影響區(qū)存在一個(gè)硬化區(qū)，最高硬度可達(dá)到128；B1500HS-1.4 mm/DC06-0.8 mm/B1500HS-1.6 mm點(diǎn)焊接頭熔核區(qū)顯微硬度大約為425，B1500HS母材硬度大約為455，熱影響區(qū)軟化部位顯微硬度為370左右.B1500HS側(cè)熱影響區(qū)出現(xiàn)軟化區(qū)是由于該區(qū)域遠(yuǎn)離熔核中心，溫度相對(duì)較低，母材中的馬氏體受熱發(fā)生回火轉(zhuǎn)變，形成回火馬氏體，造成該區(qū)域發(fā)生軟化.而DC06側(cè)熱影響區(qū)出現(xiàn)硬化區(qū)是由于該區(qū)域靠近熔核區(qū)，接收的熱量較多，低碳鋼DC06在高的焊接熱量影響下奧氏體晶粒過(guò)度長(zhǎng)大，然后在快速的冷卻條件下形成一種特殊的過(guò)熱針狀鐵素體組織——魏氏組織，從而使得該區(qū)域硬度上升.另外，B1500HS-1.4 mm/DC06-0.8 mm/B1500HS-1.6 mm點(diǎn)焊接頭熔核區(qū)顯微硬度明顯小于B1500HS-1.4 mm/B1500HS-1.6 mm/DC06-0.8 mm點(diǎn)焊接頭熔核區(qū)的顯微硬度，前者熔核區(qū)顯微硬度比后者將近低了15%.由前面分析知道，B1500HS-1.4 mm/DC06-0.8 mm/B1500HS-1.6 mm點(diǎn)焊接頭熔核區(qū)鐵素體含量高于B1500HS-1.4 mm/ B1500HS-1.6 mm/DC06-0.8 mm點(diǎn)焊接頭熔核區(qū)鐵素體含量，而鐵素體屬于軟韌相，因此B1500HS-1.4 mm/DC06-0.8 mm/B1500HS-1.6 mm點(diǎn)焊接頭熔核區(qū)顯微硬度相對(duì)較低.

3 結(jié)論

本文基于汽車(chē)車(chē)身中典型的差強(qiáng)差厚三層板點(diǎn)焊結(jié)構(gòu)，通過(guò)對(duì)強(qiáng)強(qiáng)弱(B1500HS-1.4 mm/B1500HS-1.6 mm/DC06-0.8 mm)和強(qiáng)弱強(qiáng)(B1500HS-1.4 mm/DC06-0.8 mm/B1500HS-1.6 mm)兩種不同搭接順序下的點(diǎn)焊接頭進(jìn)行焊接試驗(yàn)，并對(duì)兩種點(diǎn)焊接頭力學(xué)性能及顯微組織進(jìn)行了對(duì)比研究，具體結(jié)論如下：

(1) 不同搭接順序下的三層板點(diǎn)焊接頭具有不同的抗剪峰值載荷和斷裂能量.在汽車(chē)耐撞結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，當(dāng)兩層強(qiáng)板與一層弱板進(jìn)行搭接時(shí)，應(yīng)將弱板放在中間.最后通過(guò)對(duì)A柱區(qū)域強(qiáng)弱強(qiáng)合理搭接設(shè)計(jì)有效地提高焊點(diǎn)耐剪性能，從而提高車(chē)身整體耐撞性.

(2) B1500HS-1.4 mm/DC06-0.8 mm/B1500HS-1.6 mm(強(qiáng)弱強(qiáng))點(diǎn)焊接頭熔核區(qū)鐵素體含量明顯高于B1500HS-1.4 mm/B1500HS-1.6 mm/DC06-0.8 mm(強(qiáng)強(qiáng)弱)點(diǎn)焊接頭.產(chǎn)生差異的主要原因是不同搭接順序下的點(diǎn)焊接頭熔核形成過(guò)程中板材熔化后元素?cái)U(kuò)散的程度不同導(dǎo)致的.

(3) B1500HS-1.4 mm/DC06-0.8 mm/B1500HS-1.6 mm(強(qiáng)弱強(qiáng))點(diǎn)焊接頭熔核區(qū)顯微硬度比B1500HS-1.4 mm/B1500HS-1.6 mm/DC06-0.8 mm(強(qiáng)強(qiáng)弱)點(diǎn)焊接頭低了將近15%.這主要是由于強(qiáng)弱強(qiáng)點(diǎn)焊接頭熔核區(qū)鐵素體含量高于強(qiáng)強(qiáng)弱接頭，而鐵素體屬于軟韌相，所以強(qiáng)弱強(qiáng)點(diǎn)焊接頭熔核區(qū)硬度相對(duì)較低.