賀地求　袁蒙　賴瑞林

摘 ? 要：本文研究了馬氏體鋼與高強(qiáng)低合金鋼電阻點(diǎn)焊接頭微觀組織結(jié)構(gòu)演變，對(duì)厚度為1.2 mm的MS1400、HSLA420進(jìn)行電阻點(diǎn)焊試驗(yàn)，通過(guò)改變焊接時(shí)間、電流、壓力得到拉剪試樣，利用力學(xué)性能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行拉剪試驗(yàn)，通過(guò)產(chǎn)生拔出失效模式來(lái)確定較優(yōu)的點(diǎn)焊工藝參數(shù). 分析較優(yōu)參數(shù)下的焊件熔核區(qū)及兩側(cè)熱影響區(qū)微觀組織，發(fā)現(xiàn)熔核區(qū)完全馬氏體化;熱影響區(qū)則主要為鐵素體、馬氏體、粒狀貝氏的混合組織;對(duì)接頭進(jìn)行硬度測(cè)試，發(fā)現(xiàn)各區(qū)域組織變化與顯微硬度分布曲線基本一致.

關(guān)鍵詞：馬氏體先進(jìn)高強(qiáng)鋼;高強(qiáng)低合金鋼;電阻點(diǎn)焊;微觀組織

中圖分類號(hào)：TG 453 ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Analysis on Microstructural Evolution of Resistance Spot Welding

between Martensitic Steel and High-strength Low-alloy Steel

HE Diqiu1，2，YUAN Meng1，LAI Ruilin3

（1. College of Mechanical and Electrical Engineering ，Central South University，Changsha 410083，China;

2. State Key Laboratory of High Performance Complex Manufacturing，Central South University，Changsha 410083，China;

3. State Key Laboratory of Powder Metallurgy，Central South University，Changsha 410083，China）

Abstract：The paper addresses the microstructure evolution of dissimilar resistance spot welding between martensitic steel and high-strength low-alloy steel. Resistance spot welding tests were carried out on MS1400 and HSLA420 with a thickness of 1.2 mm. Shear samples were obtained by changing the welding time， current and pressure. Shear tests were carried out by a tensile testing machine. The better welding process parameters were determined by generating the pull-out failure mode. By analyzing the microstructure of fusion zone and heat-affected zone on both sides under better parameters， it is found that the fusion zone is completely martensitized. The heat-affected zone is mainly composed of mixed ferrite， martensite and granular bainite structure. The microhardness test of the joint shows that the microstructure changes in each region are basically consistent with the microhardness distribution curve.

Key words：martensitic advanced high-strength steel;high-strength low-alloy steel;resistance spot welding;microstructure

馬氏體先進(jìn)高強(qiáng)度鋼（MS-AHSS）與其他先進(jìn)高強(qiáng)鋼不同之處在于其具有單一的馬氏體微觀組織結(jié)構(gòu)，只存在少量的鐵素體或貝氏體，雖塑性較差，但具有較高的強(qiáng)度. 高強(qiáng)低合金鋼（HSLA-AHSS）是一類在普通碳素鋼基礎(chǔ)上，添加了低于3%的合金元素的高強(qiáng)鋼，其強(qiáng)度較相同碳含量碳素鋼有明顯提高，是為適應(yīng)大型構(gòu)件輕量化、提高可靠性及節(jié)約鋼材的需求發(fā)展而來(lái)的[1-2].

車身焊接方法之中，電阻點(diǎn)焊應(yīng)用最為廣泛，其在先進(jìn)高強(qiáng)鋼焊接上的應(yīng)用成為人們研究的熱點(diǎn). Sobhani[3]等人研究了雙相不銹鋼DSS2304與馬氏體鋼MS1200異種鋼電阻點(diǎn)焊，發(fā)現(xiàn)熔核尺寸是控制拉拔模式下拉拔失效分?jǐn)?shù)、承載能力的關(guān)鍵因素;Shirmohammadi[4]等人發(fā)現(xiàn)，經(jīng)不同初始熱處理下馬氏體鋼AISI420電阻點(diǎn)焊熔核區(qū)與母材組織基本相同，主要為馬氏體和少量鐵素體. Pouranvari[5]等人研究了馬氏體鋼MS1200電阻點(diǎn)焊接頭組織和拉剪力學(xué)性能，發(fā)現(xiàn)熔核區(qū)硬度接近母材，而熱影響區(qū)硬度較母材差距較大，考慮熔核區(qū)硬度以及亞臨界熱影響區(qū)中馬氏體回火引起的熱影響區(qū)軟化，可以解釋界面破壞到拔出破壞的轉(zhuǎn)變. Cortes[6]等人研究了六種不同化學(xué)成分的低合金TRIP鋼的電阻點(diǎn)焊接頭組織與性能，發(fā)現(xiàn)熔核區(qū)非金屬夾雜物含量高于母材區(qū)與熱影響區(qū)，殘余奧氏體、非金屬夾雜物含量會(huì)影響接頭力學(xué)性能. Khan[7]等人研究高強(qiáng)低合金鋼電阻點(diǎn)焊的顯微組織以及熔核區(qū)化學(xué)成分與硬度之間的關(guān)系. 發(fā)現(xiàn)臨界熱影響區(qū)由溶解的鐵素體和彌散的馬氏體島組成，熔核區(qū)和粗晶熱影響區(qū)由馬氏體組成，且粗晶區(qū)同時(shí)存在鐵素體和貝氏體組織. 熔核區(qū)的硬度隨碳當(dāng)量升高而升高.

高強(qiáng)低合金鋼、馬氏體高強(qiáng)鋼在汽車車身制造中使用量極大，高速列車轉(zhuǎn)向架制造中也存在二者焊接的應(yīng)用[8]，研究MS/HSLA異種鋼的電阻點(diǎn)焊，有助于實(shí)際產(chǎn)品結(jié)構(gòu)優(yōu)化、減少成本. 而異種鋼不同的機(jī)械和冶金性能會(huì)影響電阻點(diǎn)焊過(guò)程，熔核中的組織也可能受到母材混合的影響. 本文旨在探討MS1400與HSLA420在電阻點(diǎn)焊中的組織演變行為.

1 ? 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)使用1.2 mm厚冷軋MS1400試樣與1.2 mm厚HSLA420試樣進(jìn)行焊接，兩種材料含碳量均低于0.77%，均為亞共析鋼，具體化學(xué)成分見(jiàn)表1，力學(xué)性能見(jiàn)表2.

試驗(yàn)利用HERON DB-440型固定式中頻電阻點(diǎn)焊機(jī)，上下電極均采用端面直徑為6 mm的CuCr合金球形電極，在如圖1所示的焊接參數(shù)區(qū)間，通過(guò)改變焊接時(shí)間（TW）、焊接壓力（Fe）、焊接電流（Iw），得到拉剪試樣后在SUSUT CMT-5105型力學(xué)試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行拉剪試驗(yàn)，通過(guò)產(chǎn)生拔出失效模式來(lái)確定較優(yōu)的點(diǎn)焊工藝參數(shù). 將金相分析樣打磨拋光后，用HV-1000A型維氏硬度機(jī)對(duì)焊點(diǎn)的熔核橫截面采取對(duì)角式硬度試驗(yàn)，即以熔核形狀中心為0點(diǎn)，一側(cè)向馬氏體鋼方向、一側(cè)向低合金高強(qiáng)鋼方向以適當(dāng)間隔取點(diǎn)測(cè)量. 利用4%的硝酸酒精溶液進(jìn)行腐蝕，在掃描電鏡（ SEM）下觀察金相組織形貌.

2 ? 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 ? 點(diǎn)焊斷裂模式分析

點(diǎn)焊試樣的失效模式如圖2所示，包括界面斷裂（IF）、拔出斷裂（PF）和部分拔出斷裂（P-PF）三種. 失效模式與熔核尺寸、焊接參數(shù)的關(guān)系如圖3所示. 焊接時(shí)間短，焊接電流低會(huì)導(dǎo)致點(diǎn)焊熔核直徑過(guò)小，容易產(chǎn)生界面斷裂;當(dāng)焊接時(shí)間過(guò)長(zhǎng)以及焊接電流過(guò)大時(shí)，輸入熱量過(guò)多，會(huì)產(chǎn)生飛濺，出現(xiàn)部分拔出斷裂的失效模式. 因此，焊接電流過(guò)大、焊接時(shí)間過(guò)長(zhǎng)對(duì)焊點(diǎn)的破壞形式有著不利影響. 總體上熔核直徑、力學(xué)性能均為PF>P-PF>IF. 熔核直徑超過(guò)4.4 mm基本為拔出失效或伴有飛濺產(chǎn)生的部分拔出失效. 當(dāng)MS1400/HSLA420電阻點(diǎn)焊工藝參數(shù)為T(mén)W =300 ms、Fe = 4 kN、Iw = 7 kA時(shí)，焊接過(guò)程未產(chǎn)生飛濺且熔核尺寸較大，拉剪試驗(yàn)的剪切應(yīng)力最大，故確定此參數(shù)為較優(yōu)工藝參數(shù).

2.2 ? 接頭組織演化過(guò)程分析

2.2.1 ? 組織演變分析

如圖4對(duì)應(yīng)關(guān)系所示，鋼電阻點(diǎn)焊過(guò)程的組織演變分析可參考Fe-C相圖[9]亞共析鋼的相變規(guī)律，但電阻點(diǎn)焊過(guò)程中快速循環(huán)冷卻水產(chǎn)生的的快速冷卻速率對(duì)熔核區(qū)的最終微觀組織結(jié)構(gòu)有顯著影響.

根據(jù)式（1），使用Gould[10-11]模型可以計(jì)算電阻點(diǎn)焊過(guò)程中的冷卻速率：

（1）

式中：T是溫度，t是時(shí)間，α是熱擴(kuò)散率，Tmax是點(diǎn)焊過(guò)程中的最高溫度，Δx是板厚，ΔxE是電極帽厚度，KE和KS分別是電極帽和鋼板的導(dǎo)熱率，x是鋼板厚度方向的位置. 1.2 mm厚點(diǎn)焊熔核在819.6～1 470 ℃溫度范圍內(nèi)平均冷卻速率大致為7 600 ℃/s，500～700 ℃范圍內(nèi)的平均冷卻速率約為4 500 ℃/s. 在如此迅速的冷卻速率下，電阻點(diǎn)焊接頭的微觀組織演變相比于平衡相圖，發(fā)生了顯著的變化.

一是鐵素體向奧氏體轉(zhuǎn)變是一種固態(tài)轉(zhuǎn)變，但焊接過(guò)程中的快速冷卻抑制了這種轉(zhuǎn)變，在室溫組織中會(huì)殘留一些鐵素體. 鐵素體與馬氏體之間力學(xué)性能的差異以及鐵素體與周圍基體之間的內(nèi)聚力不足可能會(huì)降低馬氏體組織的沖擊韌性.

二是高溫奧氏體在室溫下會(huì)轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體. 馬氏體相變的臨界冷卻速率可按照式（2）[12]進(jìn)行計(jì)算：

lg v=7.42-3.13wC-0.37wNii-0.34wCr-0.45wMo

（2）

式中：v是臨界冷卻速率，單位為K/h. 計(jì)算后換算得MS1400臨界冷卻速率為142 K/s，HSLA420為259.8 K/s. 點(diǎn)焊熔核區(qū)冷卻速率遠(yuǎn)高于此臨界速率，因此，MS1400/HSLA420點(diǎn)焊熔核區(qū)主要成分為馬氏體，熔核區(qū)中形成的板條馬氏體是其高硬度的主要來(lái)源.

2.2.2 ? 焊點(diǎn)微觀組織特征

1）熔核區(qū)

熔核區(qū)因受超過(guò)熔化線以上的溫度，MS1400、HSLA420均會(huì)熔化生成液相，加之快速冷卻作用，使得熔核區(qū)組織會(huì)發(fā)生明顯的改變. 二者演變規(guī)律類似，結(jié)合上文分析，總結(jié)如式（3）所示：

L→L+δ+γ→γ+δ→γ+δretained→M+δretained ? ? ?（3）

圖5（a）為較優(yōu)參數(shù)下焊接接頭的宏觀形貌，圖6（a）的微觀組織取自圖5（a）中的f區(qū)域. 熔核經(jīng)過(guò)4%硝酸酒精溶液腐蝕后，可以看到熔核區(qū)凝固過(guò)程中產(chǎn)生的樹(shù)枝晶，熔核區(qū)奧氏體化過(guò)程充分，冷卻速度快，奧氏體的形成與長(zhǎng)大限制較少，故轉(zhuǎn)變生成的組織多為馬氏體，熔核區(qū)組織由板條狀馬氏體和極少量的沿著凝固晶粒和亞晶晶界的鐵素體組成. 圖6（b）所示為T(mén)W = 350 ms、Iw =7.5 kA參數(shù)下的試樣熔核區(qū)微觀組織，該參數(shù)下的熱輸入高于較優(yōu)參數(shù)下的熱輸入，會(huì)導(dǎo)致晶粒粗化，因而其熔核區(qū)板條狀馬氏體組織更為粗大.

冷卻速度與母材成分是影響熔核區(qū)馬氏體硬度的關(guān)鍵因素，根據(jù)式（4）[13-14]，可以計(jì)算出熔核中馬氏體預(yù)期硬度值：

Hm = 127 + 949wC + 27wSi +

11wMn + 8wNi + 16wCr + 211g v ? ? （4）

式中：各元素符號(hào)代表元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)，v代表臨界冷卻速率. 當(dāng)兩種材料按照95%置信度區(qū)間分別計(jì)算，MS1400熔核區(qū)預(yù)期硬度為416±21 HV，HSLA420熔核區(qū)預(yù)期硬度值為389±20 HV;當(dāng)代入二者元素均值與臨界冷卻速率均值計(jì)算，熔核區(qū)預(yù)期平均硬度為406±20 HV. 由圖5（b）顯微硬度曲線可知，試件熔核區(qū)中MS1400側(cè)硬度值、HSLA420側(cè)硬度值與預(yù)期硬度值相符;熔核中心位置由于互熔較充分，實(shí)際硬度值接近預(yù)期平均硬度，表明熔核區(qū)馬氏體化充分.

2）熱影響區(qū)

如圖6（c）所示，MS1400母材主要為單一的馬氏體組織;如圖6（d）所示，HSLA420母材組織主要為彌散有少量馬氏體的鐵素體. 圖7與圖8分別為MS1400、HSLA420較優(yōu)參數(shù)下熱影響區(qū)的微觀組織結(jié)構(gòu).

a）MS1400側(cè)

MS1400過(guò)臨界區(qū)：如圖7（a）、圖7（b）所示分別為MS1400過(guò)臨界區(qū)的粗晶區(qū)、細(xì)晶區(qū)，對(duì)應(yīng)圖5（a）中的e、d區(qū)域，過(guò)臨界區(qū)材料經(jīng)歷峰值溫度在Ac3以上，組織到達(dá)此溫度時(shí)將轉(zhuǎn)變?yōu)閵W氏體. 過(guò)臨界區(qū)由于受到熱循環(huán)影響，不同位置高溫階段會(huì)有差異，因而存在晶粒尺寸梯度，產(chǎn)生粗晶區(qū)與細(xì)晶區(qū). 與熔核區(qū)相比，過(guò)臨界區(qū)由于富碳奧氏體的高淬透性和高冷卻速率的結(jié)合，微觀結(jié)構(gòu)幾乎全為馬氏體. 且過(guò)臨界區(qū)馬氏體較熔核區(qū)馬氏體更細(xì)小，參考圖5（b）硬度曲線，能觀察到過(guò)臨界區(qū)硬度略高于熔核區(qū).

MS1400臨界區(qū)：如圖7（c）所示為MS1400臨界區(qū)，對(duì)應(yīng)圖5（a）中的c區(qū)域. 該區(qū)域中的組織經(jīng)歷峰值溫度在Ac1和Ac3之間，發(fā)生部分奧氏體化. 加熱過(guò)程中，組織轉(zhuǎn)變?yōu)橥禺愋舞F素體加奧氏體. 盡管臨界區(qū)的冷卻速率比過(guò)臨界區(qū)慢，但也顯示出鐵素體和馬氏體的雙相微觀結(jié)構(gòu). 由于鐵素體和奧氏體之間的碳分配導(dǎo)致臨界間奧氏體的淬透性增加，馬氏體主要為淬火馬氏體（Mquenched）. 因?yàn)榕R界區(qū)經(jīng)歷的峰值溫度較低，因而導(dǎo)致馬氏體體積分?jǐn)?shù)有所降低.

MS1400亞臨界區(qū)：如圖7（d）所示為MS1400亞臨界區(qū)，對(duì)應(yīng)圖5（a）中的b區(qū)域. 此區(qū)域經(jīng)歷的峰值溫度低于Ac1，其中的馬氏體組織經(jīng)歷了回火過(guò)程，板條狀馬氏體組織開(kāi)始分解，其形態(tài)發(fā)生破碎，邊界變得模糊，生成回火馬氏體（Mtempered）. 同時(shí)還能觀察到過(guò)飽和馬氏體中的Fe3C成核與生長(zhǎng)產(chǎn)生的亞微米顆粒沉淀的現(xiàn)象. 而顯微硬度顯示其平均硬度在325 HV以上，高于完全回火馬氏體的硬度，所以亞臨界區(qū)產(chǎn)生的是部分馬氏體回火.

HSLA420過(guò)臨界區(qū)：圖8（a）、圖8（b）所示分別為HSLA420的粗晶區(qū)、細(xì)晶區(qū)，對(duì)應(yīng)圖5（a）中的g、h區(qū)域. 由于靠近熔核區(qū)，該區(qū)域峰值溫度高于Ac3，由于水冷作用，降溫速度較快，所以?shī)W氏體化后的組織轉(zhuǎn)變成了馬氏體與鐵素體的雙相組織. 細(xì)晶區(qū)馬氏體組織較為細(xì)小，粗晶區(qū)馬氏體多為長(zhǎng)條形板條馬氏體，故也存在由于細(xì)晶強(qiáng)化作用導(dǎo)致的細(xì)晶區(qū)硬度高于粗晶區(qū)的現(xiàn)象.

HSLA420臨界區(qū)：圖8（c）所示為HSLA420的臨界區(qū)，對(duì)應(yīng)圖5（a）中的i區(qū)域. 點(diǎn)焊峰值溫度在Ac2和Ac3之間，組織發(fā)生了部分奧氏體化轉(zhuǎn)變，冷卻時(shí)形成了新的淬火馬氏體組織. 隨著過(guò)冷度增加，奧氏體中的碳擴(kuò)散時(shí)間變短，臨界區(qū)得到的粒狀貝氏體（GB）組織尺寸小于亞臨界區(qū)中的粒狀貝氏體[15]. 由于越接近焊核區(qū)，馬氏體組織越多，而HSLA420母材硬度較低，故在HSLA420臨界區(qū)內(nèi)朝熔核方向上顯微硬度上升迅速.

HSLA420亞臨界區(qū)：圖8（d）所示為HSLA420亞臨界區(qū)，對(duì)應(yīng)圖5（a）中的j區(qū)域. 由于離熔核較遠(yuǎn)，該區(qū)域峰值溫度在Ac1以下，馬氏體組織發(fā)生了回火轉(zhuǎn)變，馬氏體中過(guò)飽和的碳析出與周圍的鐵素體結(jié)合形成了粒狀貝氏體組織，以小島形式分布于鐵素體邊界，而貝氏體硬度小于馬氏體，從圖5（b）可以看到，由母材進(jìn)入亞臨界區(qū)方向，硬度略有下降.

3 ? 結(jié) ? 論

1）MS1400/HSLA420點(diǎn)焊接頭破壞形式分為界面斷裂、拔出斷裂、部分拔出斷裂三種. 在三種斷裂模式下的熔核直徑，拔出斷裂>部分拔出斷裂>界面斷裂. 熔核直徑超過(guò)4.4 mm基本為拔出失效或部分拔出失效. 為避免飛濺、考慮熔核尺寸以及拉剪試驗(yàn)的剪切應(yīng)力，確定的較優(yōu)工藝參數(shù)為T(mén)W = 300 ms、Fe = 4 kN、Iw = 7 kA.

2）熔核區(qū)金屬熔化生成液相，加之快速冷卻作用，組織發(fā)生明顯的改變. 通過(guò)對(duì)比熔核區(qū)硬度計(jì)算值與實(shí)際值，結(jié)合掃描電鏡分析，充分證明了熔核區(qū)完全馬氏體化;增大焊接時(shí)間與電流，熔核區(qū)產(chǎn)生的馬氏體組織會(huì)因熱輸入增加而發(fā)生粗化.

3）熱影響區(qū)因經(jīng)歷了不同峰值溫度作用，形成了不同的微觀組織結(jié)構(gòu)，MS1400熱影響區(qū)主要為鐵素體、馬氏體組織，HSLA420熱影響區(qū)主要為鐵素體、馬氏體、粒狀貝氏組織，且形成的組織在各區(qū)域的變化與硬度分布曲線基本對(duì)應(yīng).

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