聶 昕 陳煥煥

湖南大學(xué)汽車車身先進設(shè)計制造國家重點實驗室，長沙，410082

0 引言

熱成形鋼板憑借其高強度、高硬度、質(zhì)輕、成形能力強、回彈小等特點，能同時滿足汽車輕量化和碰撞安全性能的要求，目前已經(jīng)逐漸應(yīng)用在汽車車身關(guān)鍵部位。但是熱成形鋼組織為全馬氏體組織，其電阻點焊過程中物理冶金行為與普通高強鋼相比差異較大，其焊接過程容易引發(fā)熱影響區(qū)軟化、飛濺等問題，焊點質(zhì)量難以保證，為此國內(nèi)外學(xué)者針對熱成形鋼板點焊性能進行了大量研究。林建平等[1]探索了B1500HS的點焊性能，就焊點的抗剪強度、宏觀形貌以及顯微組織進行了研究與分析，發(fā)現(xiàn)焊點基本不存在內(nèi)部和外部缺陷，點焊性能良好。陳飛等[2]研究了焊接工藝參數(shù)對B1500HS熔核直徑及焊點力學(xué)性能的影響，得到了最佳焊接工藝參數(shù)。此外，考慮到其他參數(shù)的影響，IGHODAROA等[3]比較了鍍鋅、鍍鋁硅熱成形鋼的焊點性能，研究發(fā)現(xiàn)鍍層對吸能性有影響，但不影響拉剪強度。LIU等[4]研究了拉伸率對熱成形鋼焊點的影響，發(fā)現(xiàn)冷作硬化能提高拉剪強度，但失效能下降。還有研究人員采用有限元與實驗相結(jié)合的方法，更加深入地研究熱成形鋼板點焊性能。鄭文等[5]利用SORPAS軟件，通過數(shù)值模擬定量揭示了熱成形鋼板點焊過程中溫度場、熔核直徑的變化規(guī)律，模擬結(jié)果與實測結(jié)果匹配良好。宇慧平等[6]采用ANSYS建模分析了熔核直徑對焊點靜態(tài)強度的影響。目前熱成形鋼板主要用于防撞安全性部件，這些零件必然要與其他鋼種零件焊接，這就要求熱成形鋼板與其他鋼種的焊接性良好。LIANG等[7]通過研究B1500HS和HSLA350焊接時焊點失效模式，得到了合適的焊接參數(shù)組合。THIBAUT等[8]研究了B1500HS和DP600焊接時焊點力學(xué)性能，發(fā)現(xiàn)正拉強度與熔核直徑成線性關(guān)系。杜漢斌等[9]以B1500HS和DP780焊接時焊點為研究對象，通過對焊點的熔核特征、熱影響區(qū)微觀組織以及焊接缺陷分析，對點焊性能進行了評價。余海燕等[10]針對B1500HS和DP600的焊接設(shè)計了正交試驗，發(fā)現(xiàn)焊接時間和焊接電流對拉剪強度影響顯著。

目前針對熱成形鋼板和雙相鋼板焊點失效模式的研究較少，主要的研究工作還停留在工藝方面，即研究工藝參數(shù)對焊點力學(xué)性能、失效模式的影響。本文采用試驗研究與理論分析相結(jié)合的方法，深入研究熱成形鋼板和雙相鋼板點焊失效模式，獲得了異種不等厚鋼板焊點的失效評價準則。

1 試驗平臺搭建

1.1 試驗方案

為研究熱成形鋼板與雙相鋼板焊點失效模式，需選擇具有代表性厚度的板材進行搭接。為保證焊點質(zhì)量，首先使用仿真軟件模擬得到焊接窗口，再預(yù)選合適的焊接參數(shù)。焊接參數(shù)選取后進行點焊試驗，研究焊接參數(shù)對焊點質(zhì)量的影響，同時進行焊點力學(xué)性能測試以研究焊點失效模式。根據(jù)拉剪試驗，研究焊接參數(shù)對焊點拉剪強度的影響；結(jié)合金相觀察和硬度測量，完善焊點失效機理，建立焊點力學(xué)模型，總結(jié)焊點失效準則。

電阻點焊設(shè)備選用DSP高頻逆變懸掛直流點焊機，熱輸入穩(wěn)定，能保證焊接穩(wěn)定性和焊接質(zhì)量。電極為直徑16 mm、端面直徑6 mm的錐面電極，材料為Cr-Zr-Cu。材料選擇熱成形鋼板B1500HS和雙相鋼板B340/590DP。

1.2 焊接參數(shù)選取

考慮到熱成形鋼板具有高強度高硬度等特點，結(jié)合實際生產(chǎn)情況，在此設(shè)定電極壓力恒定為4 kN，選定板料厚度、焊接電流及焊接時間作為試驗因素。板料搭接組合如表1所示。

為選定合適的焊接電流及焊接時間，建立電阻點焊有限元模型并進行仿真計算，得到焊接電流和焊接時間窗口，如圖1所示。

表1 基于板厚的板材搭接組合

圖1 焊接窗口：焊接時間、焊接電流-熔核直徑Fig.1 Welding lobe of welding time/weldin g current-diameter of welding nugget

仿真得到的焊接電流窗口狹窄，電流大于8 kA即有飛濺風(fēng)險。在此設(shè)定焊接時間為單一變量，選取5種焊接規(guī)范，如表2所示。

表2 焊接規(guī)范

1.3 焊點性能試驗

焊點性能試驗過程中，飛濺現(xiàn)象始終存在，這是因為熱成形鋼板表面致密氧化膜的存在使得接觸電阻增大，導(dǎo)致熱輸入量過大而產(chǎn)生飛濺[11]。試驗結(jié)束后，采用萬能試驗機進行拉剪試驗，拉剪試樣尺寸如圖2所示。

圖2 拉剪試樣尺寸Fig.2 Dimension of tensile shear test coupon

此外還需要對焊點進行線切割，觀察微觀組織并測量其硬度分布，如圖3所示。

圖3 試樣硬度測量Fig.3 Vickers microhardness measurements

2 焊點力學(xué)性能分析

2.1 熔核直徑

焊點試驗結(jié)束后將板料沿過焊點中心的直線切割斷面，隨后將斷面試片經(jīng)鑲嵌后進行研磨拋光，并用10%(體積分數(shù))硝酸酒精溶液進行腐蝕，在金相顯微鏡下進行檢測，測量焊點的焊核直徑，檢測結(jié)果如圖4所示。

圖4 熔核直徑隨焊接時間變化趨勢Fig.4 Nugget diameter under different welding time

組合1熔核直徑試驗實測值與模擬仿真值對比如圖5所示?？梢园l(fā)現(xiàn)無論是仿真模擬還是試驗實測，焊核直徑隨焊接時間變化趨勢大致相同。隨著焊接時間的延長，熱輸入量變大，焊核直徑也逐漸增大，當焊接時間增加到一定程度時，焊核直徑增大的趨勢變緩。

圖5 組合1熔核直徑試驗實測與仿真模擬對比Fig.5 Comparison of nugget diameter betwee n measurement and simulation of composite 1

2.2 拉剪強度

不同焊接規(guī)范下得到的焊點拉剪強度如圖6所示，隨著焊接時間延長，熱輸入量變大，熔核直徑增大，焊點的拉剪強度也隨之增大。而當熱輸入量過大時，熔核區(qū)域過熱，容易產(chǎn)生飛濺縮孔等焊接缺陷，反而降低了拉剪強度。

圖6 拉剪強度隨焊接時間變化趨勢Fig.6 Tensile shear strength under differen t welding time

但是整體來看，當選擇合適的焊接電流和焊接壓力后，焊接時間對焊點拉剪強度的影響并不大。因此實際生產(chǎn)中建議采用強規(guī)范，即大電流短時間。

同時可以看出，根據(jù)組合的不同，拉剪強度大致分為兩個數(shù)量級(組合1、2、3、5和組合4、6)，可以認為拉剪強度與最薄板的厚度密切相關(guān)，拉剪強度由薄板決定。

2.3 微觀組織

進行異種不等厚鋼板焊接時，考慮到母材的厚度及材質(zhì)區(qū)別，熔核及其附近區(qū)域的組織及特征是評價其焊接性能的重要依據(jù)。

根據(jù)結(jié)晶形態(tài)及微觀組織，可以將焊接區(qū)域分為四部分，依次為：熔核區(qū)域、B1500HS熱影響區(qū)1、B1500HS熱影響區(qū)2、B340/590DP熱影響區(qū)，如圖7所示。

熔核區(qū)在焊接過程中母材完全奧氏體化，快速冷卻后形成板條馬氏體組織(圖7a)。熱影響區(qū)因為焊接冷卻速度較慢，奧氏體化后的組織轉(zhuǎn)變成了細針馬氏體和鐵素體的雙相組織(圖7b，圖7d)，不同的是，由于B1500HS熱導(dǎo)率大，所形成的細針馬氏體含量更多。另外在遠離熔核的B1500HS側(cè)熱影響區(qū)2，馬氏體組織發(fā)生了回火轉(zhuǎn)變，同時有少量的粒狀碳化物析出(圖7c)。該軟化區(qū)域強度較低，在拉剪過程時容易產(chǎn)生裂紋。

(a)熔核

(b)B1500HS熱影響區(qū)1

(c)B1500HS熱影響區(qū)2

(d)B340/590DP熱影響區(qū)圖7 焊點微觀組織Fig.7 Microstructural characteristics of RSW

2.4 硬度分布

硬度分布情況如圖8所示，B1500HS母材硬度為440 HV左右，B340/590DP母材硬度為200 HV左右，經(jīng)過加熱后冷卻的熔核區(qū)域硬度比B1500HS更高，約為450 HV。同時可以看出熱成形鋼B1500HS熱影響區(qū)明顯比雙相鋼 B340/590DP熱影響區(qū)寬，這是由于熱成形鋼的熱導(dǎo)率、電阻率更大，傳熱速率更快，所以形成的熱影響區(qū)范圍更寬。

另外，熱成形鋼B1500HS側(cè)熱影響區(qū)出現(xiàn)了明顯的軟化與硬化區(qū)域，其硬度最高達到了500 HV，最低300 HV，參考圖7微觀組織圖可知，軟化是因為該區(qū)域存在回火馬氏體和粒狀碳化物，硬化是因為該區(qū)域存在致密的細針馬氏體。相比之下，B340/590DP側(cè)硬度分布平均，約為400 HV，最低250 HV。

圖8 焊點硬度分布Fig.8 Hardness profiles of RSW

3 焊點失效模式分析

3.1 失效模式

拉剪試驗后的焊點如圖9所示，其失效模式通?？梢苑殖山缑鏀嗔咽Ш腿酆税纬鍪А？紤]到異種鋼板焊接，后者又可分為B340/590DP側(cè)熔核拔出失效和B1500HS側(cè)熔核拔出失效。

圖9 焊點拉剪失效模式Fig.9 Tensile shear failure modes of RSW

拉剪試驗后的焊點失效模式如表3所示?？梢钥闯鲭S著焊接時間的延長，焊點失效模式從界面斷裂向熔核拔出轉(zhuǎn)變，其中組合6在規(guī)范3下發(fā)生了較大的飛濺，影響了失效模式。整體來看，焊接時間較短時焊點傾向于產(chǎn)生界面斷裂，而在較寬的焊接時間區(qū)間內(nèi)易產(chǎn)生熔核拔出。當焊接時間較短時，熔核直徑小，更容易發(fā)生界面失效。

3.2 焊點受力分析

拉剪試驗中焊點受力分析如圖10所示，F(xiàn)為拉剪載荷。在拉伸的初始階段，焊核主要受到平行于拉伸方向上的剪應(yīng)力τ以及垂直于焊核方向上的拉應(yīng)力σ(圖10a)作用。隨著拉剪載荷的增大，剪應(yīng)力τ增大，同時板料因為屈服發(fā)生翹曲，導(dǎo)致焊核產(chǎn)生一定角度的轉(zhuǎn)動，焊核周圍由于應(yīng)力集中，拉應(yīng)力σ也隨之增大(圖10b)。當載荷繼續(xù)增大時，板料在應(yīng)力集中的作用下產(chǎn)生較大的縮頸，產(chǎn)生裂紋。隨著裂紋向板料延伸，拉應(yīng)力σ也逐漸增大(圖10c)。

表3 焊點拉剪失效模式

注：失效模式中B340/590DP表示B340/590DP側(cè)焊點拔出失效，B1500HS表示B1500HS側(cè)焊點拔出失效。

(a)拉伸開始階段

(b)發(fā)生翹曲變形

(c)縮頸并產(chǎn)生裂紋圖10 拉剪載荷作用下焊點受力分析Fig.10 Force analysis of RSW under tensil e shear loads

因此發(fā)生焊點熔核拔出模式是由于熔核周邊熱影響區(qū)受到的拉應(yīng)力σ達到極限值σmax，發(fā)生界面斷裂模式是由于熔核界面的剪應(yīng)力τ達到極限值τmax。

3.3 失效機理

當發(fā)生熔核拔出失效時，對比板厚不同的組合(組合2、3、5、6)可以發(fā)現(xiàn)，發(fā)生熔核拔出時失效部位都出現(xiàn)在薄板上，說明板厚對熔核拔出失效部位影響很大，這是由熔核偏移造成的。異種不等厚鋼板焊接時熔核會向厚板或?qū)щ妼?dǎo)熱性差的一端偏移，熔核向厚板的偏移使得熔核更容易從薄板中拔出來。

當板厚相同時，對比組合1、4可以發(fā)現(xiàn)，失效部位多發(fā)生在B1500HS側(cè)。熔核向?qū)嵝圆畹腂340/590DP一側(cè)偏移，使得熔核容易從B1500HS側(cè)拔出。但是熱影響區(qū)所受正拉力也會影響失效產(chǎn)生部位。一般情況下抗拉強度與硬度正相關(guān)，圖8中B340/590DP熱影響區(qū)最低硬度較B1500HS最低硬度小，故熔核更容易從B340/590DP側(cè)被拔出。綜合兩種因素，從實際結(jié)果來看熔核偏移造成的影響更大，B1500HS側(cè)熔核更容易拔出。

此外B1500HS屈服強度遠大于B340/590DP屈服強度，拉剪過程中B340/590DP最先發(fā)生屈服，產(chǎn)生翹曲，抵消了部分應(yīng)力集中，而B1500HS難以變形，在應(yīng)力集中的作用下容易出現(xiàn)裂紋，同時B1500HS側(cè)熱影響區(qū)存在回火軟化現(xiàn)象，使得B1500HS側(cè)焊點更容易拔出。

3.4 失效準則

熔核直徑是影響焊點失效模式的最主要因素，考慮到焊點發(fā)生熔核拔出失效時拉剪強度、吸能性比發(fā)生界面斷裂時拉剪強度、吸能性高得多，因此多以發(fā)生熔核拔出的臨界直徑作為判斷焊點是否合格的標準。目前焊點失效評價準則都是以熔核直徑為評價標準，如表4所示。焊點受力模型如圖11所示。

表4 失效評價準則

注：b為平均板厚。

圖11 焊點受力模型Fig.11 Force model of RSW

焊點發(fā)生界面斷裂時剪切力為

FIF=πd2τFZ/4

(1)

式中，τFZ為熔核所受的剪應(yīng)力。

焊點發(fā)生熔核拔出時正拉力為

FPF=πdbNσHAZ

(2)

其中，σHAZ為熱影響區(qū)所受的拉應(yīng)力；bN為熔核厚度，在此假設(shè)壓痕百分數(shù)為20%，故

bN=(1-20%)b=0.8b

(3)

焊點失效模式轉(zhuǎn)換時，F(xiàn)IF=FPF，即

πd2τFZ/4=0.8πdbσHAZ

(4)

故焊點發(fā)生失效模式轉(zhuǎn)換時的臨界直徑為

(5)

由TRESCA失效準則可知，材料所能承受的極限拉應(yīng)力是極限剪應(yīng)力的2倍，簡化得到失效準則：

(6)

由圖8可以發(fā)現(xiàn)，熱成形鋼側(cè)熱影響區(qū)與熔核最小硬度比為2∶3，雙相鋼側(cè)熱影響區(qū)與熔核最小硬度比為4∶9。故熱成形鋼為薄板或兩者等厚時，失效準則為

dcr=4.27b

(7)

雙相鋼為薄板時，失效準則為

dcr=3.56b

(8)

對比圖4和表3，參考式(7)、式(8)將計算得到的臨界熔核直徑與發(fā)生失效模式轉(zhuǎn)化的實際直徑對比，結(jié)果如表5所示。

表5 臨界熔核直徑對比

可以發(fā)現(xiàn)除組合3不滿足要求外，其他基本符合要求，可以認為式(7)、式(8)中焊點失效準則能夠準確地預(yù)測焊點發(fā)生熔核拔出的臨界直徑，得到合格焊點。

4 結(jié)論

(1)當選用合適的焊接電流和焊接壓力后，焊接時間對焊點拉剪強度的影響不大，建議實際生產(chǎn)中采用強規(guī)范，即大電流、短時間，在保證焊點質(zhì)量的同時還可提高生產(chǎn)效率。

(2)隨著焊接時間延長，焊點失效模式由界面斷裂失效向熔核拔出失效轉(zhuǎn)變。

(3)不等厚異種鋼板焊接時，熔核偏移對熔核拔出失效部位影響更大，薄板與厚板焊接時，熔核更容易從薄板拔出；板厚相同時，熔核更容易從熱成形鋼側(cè)拔出。

(4)熱成形鋼和雙相鋼焊點失效準則為：當熱成形鋼為薄板或兩者等厚時，焊點發(fā)生失效模式轉(zhuǎn)換的臨界直徑dcr=4.27b(b為熔核直徑)；雙相鋼為薄板時，dcr=3.56b。