先進(jìn)高強(qiáng)鋼是車(chē)身結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和生產(chǎn)中的新一代關(guān)鍵材料。近年來(lái)，先進(jìn)高強(qiáng)鋼在汽車(chē)工業(yè)中的使用穩(wěn)步增長(zhǎng)，歸功于其能提供更高強(qiáng)度和延展性，能夠減輕車(chē)身重量，從而改善燃油經(jīng)濟(jì)性并減少對(duì)環(huán)境的污染，同時(shí)提高碰撞吸收能，進(jìn)而為車(chē)內(nèi)乘員提供更好的保護(hù)。電阻點(diǎn)焊是車(chē)身制造中最主要的連接技術(shù)，典型的車(chē)輛包含4000~5000個(gè)焊點(diǎn)[1]，因此，車(chē)輛的安全性在很大程度上取決于將所有鋼制部件組裝在一起的電阻點(diǎn)焊性能[2]。傳統(tǒng)的低碳鋼已廣泛采用電阻點(diǎn)焊技術(shù)，但眾所周知先進(jìn)高強(qiáng)鋼更容易受到電阻點(diǎn)焊接頭失效的影響[3]，先進(jìn)高強(qiáng)鋼經(jīng)常遇到抗斷裂性和焊縫韌性較低的困擾，這是由于先進(jìn)高強(qiáng)鋼合金元素含量較高，易導(dǎo)致點(diǎn)焊熔合區(qū)內(nèi)形成脆性相和微偏析現(xiàn)象[4]。雙相鋼以相變強(qiáng)化為基礎(chǔ)，具有低屈強(qiáng)比，高初始加工硬化率，良好的強(qiáng)塑性匹配等優(yōu)點(diǎn)。目前在汽車(chē)制造業(yè)中應(yīng)用的超高強(qiáng)冷軋雙相鋼主要集中在1000 MPa左右，且大多成分設(shè)計(jì)復(fù)雜，在增加了工業(yè)化生產(chǎn)難度的同時(shí)也為電阻點(diǎn)焊工藝帶來(lái)挑戰(zhàn)。本文針對(duì)超高強(qiáng)冷軋雙相鋼DP980進(jìn)行電阻點(diǎn)焊工藝研究，分析焊接電流對(duì)點(diǎn)焊接頭微觀組織、硬度、失效模式及拉剪性能的影響規(guī)律，提出適用于超高強(qiáng)冷軋雙相鋼DP980的焊接參數(shù)，為電阻點(diǎn)焊工藝參數(shù)優(yōu)化提供參考。

1. 實(shí)驗(yàn)材料及方法

使用1.2 mm厚的超高強(qiáng)冷軋雙相鋼DP980鋼板作為實(shí)驗(yàn)材料，化學(xué)成分和力學(xué)性能如表1和表2所示。使用通過(guò)PLC控制的中頻直流氣動(dòng)電阻點(diǎn)焊機(jī)和端面直徑為6 mm的電極進(jìn)行焊接，電極壓力和保持時(shí)間恒定控制在3.6 kN和300 ms，焊接過(guò)程中保持焊接時(shí)間為400 ms不變，以步長(zhǎng)0.1 kA逐步增加焊接電流進(jìn)行焊接實(shí)驗(yàn)。汽車(chē)的結(jié)構(gòu)性能很大程度上取決于點(diǎn)焊接頭連接的力學(xué)性能，在電阻點(diǎn)焊研究中拉剪實(shí)驗(yàn)是檢測(cè)點(diǎn)焊結(jié)構(gòu)強(qiáng)度應(yīng)用最多的手段[5]，因此采用拉伸剪切實(shí)驗(yàn)來(lái)評(píng)價(jià)點(diǎn)焊接頭的力學(xué)性能，每個(gè)焊接條件進(jìn)行三個(gè)樣品焊接，其中兩個(gè)樣品用于拉伸剪切實(shí)驗(yàn)，一個(gè)樣品用于金相分析。準(zhǔn)靜態(tài)拉伸剪切實(shí)驗(yàn)樣品根據(jù)GWS-5A標(biāo)準(zhǔn)制備，圖1為試樣搭接方式，圖中試樣尺寸L和W分別為150 mm和50 mm，其中L方向與軋制平行。使用萬(wàn)能實(shí)驗(yàn)機(jī)進(jìn)行拉伸剪切測(cè)試，并記錄載荷位移曲線，從載荷位移曲線中提取峰值載荷并依據(jù)拉斷試樣的宏觀形貌確定失效模式。使用光學(xué)顯微鏡觀察點(diǎn)焊接頭宏觀結(jié)構(gòu)并測(cè)量尺寸，使用掃描電子顯微鏡觀察微觀結(jié)構(gòu)，使用顯微硬度計(jì)測(cè)試點(diǎn)焊接頭區(qū)域的硬度分布。

2. 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 組織和硬度

超高強(qiáng)冷軋雙相鋼DP980典型的點(diǎn)焊接頭宏觀組織如圖2所示。從圖2可以看出，點(diǎn)焊接頭由熔核區(qū)、熱影響區(qū)和母材三個(gè)部分組成。

圖3為典型點(diǎn)焊接頭硬度分布曲線。從圖中可以看出，整個(gè)點(diǎn)焊接頭區(qū)域的硬度變化很大，熱影響區(qū)存在軟化。

點(diǎn)焊接頭各個(gè)區(qū)域的顯微組織如圖4所示，從圖4(a)可以看出，原始顯微組織由鐵素體和馬氏體組成，馬氏體的體積分?jǐn)?shù)約為68%；圖4(b)為熔核區(qū)顯微組織，由于電阻點(diǎn)焊工藝過(guò)程中水冷銅電極的淬火效應(yīng)以及較短的焊接時(shí)間而形成的高冷卻速率，對(duì)于超高強(qiáng)冷軋雙相鋼DP980熔核區(qū)組織主要為板條馬氏體；圖4(c)為由馬氏體和鐵素體組成的熱影響區(qū)中心的顯微組織，熱影響區(qū)中馬氏體形成同樣由于電阻點(diǎn)焊過(guò)程中極高的冷卻速度；圖4(d)為軟化區(qū)顯微組織，因顯微組織中存在回火馬氏體，從點(diǎn)焊接頭硬度曲線可以看出，相對(duì)于母材硬度下降。

2.2 失效模式

在拉伸剪切實(shí)驗(yàn)中經(jīng)?？梢杂^察到焊點(diǎn)界面撕裂和熔核剝離兩種失效模式[6-7]，在某些情況下，還可以觀察到部分界面撕裂模式及混合失效模式。圖5為失效模式和熔核直徑的關(guān)系曲線。從圖5可以看出在較高的焊接電流條件下大量焊點(diǎn)以熔核剝離模式失效。熔核直徑小的焊點(diǎn)表現(xiàn)為界面撕裂失效模式，在拉伸剪切實(shí)驗(yàn)中小熔核、氣孔和凝固裂紋的存在會(huì)導(dǎo)致接合面的剪切應(yīng)力增加，并促進(jìn)接頭以界面撕裂模式失效。在宏觀層面上，界面撕裂失效模式表現(xiàn)為脆性斷裂，因此，有必要消除以界面撕裂而失效的焊點(diǎn)存在的可能性。飛濺通常伴有明顯的電極壓痕，較高的電極壓痕會(huì)導(dǎo)致應(yīng)力集中在熔核邊緣，因此，失效位置更接近熔核區(qū)/熱影響區(qū)界面，這是由于熔核區(qū)/熱影響區(qū)的顯微組織為較硬的馬氏體，與較低硬度的顯微組織即回火馬氏體相比，會(huì)降低能量的吸收。為了提高超高強(qiáng)鋼冷軋雙相鋼DP980點(diǎn)焊接頭的機(jī)械性能，應(yīng)將飛濺和電極壓痕保持在最低水平。從圖5可以看出，為避免飛濺的發(fā)生，焊接電流應(yīng)控制在9.5 kA以下。

2.3 機(jī)械性能

圖6焊接電流對(duì)點(diǎn)焊接頭拉伸載荷的影響。從圖6可以看出，增加焊接電流拉伸力整體呈先上升后下降趨勢(shì)，焊接電流在8.5 kA時(shí)拉伸載荷達(dá)到最大值。結(jié)合圖5可以看出當(dāng)熔核尺寸較大時(shí)，基本為熔核剝離失效模式，但即使存在界面撕裂，其承載能力仍然較高。

焊點(diǎn)的承載能力取決于其物理屬性，特別是熔核的大小、破壞方式和破壞位置強(qiáng)度[8-9]。拉伸剪切實(shí)驗(yàn)載荷位移圖中的峰值點(diǎn)，對(duì)于界面撕裂失效模式為裂紋通過(guò)熔核的傳播點(diǎn)，而對(duì)于熔核剝離失效模式則為失效位置的頸縮點(diǎn)/開(kāi)裂點(diǎn)。從以上分析可知，對(duì)于界面失效模式，熔核尺寸越大，界面對(duì)剪切的抵抗力就越高；對(duì)于焊核拔出模式，增加熔核直徑會(huì)增加熔核抗旋轉(zhuǎn)的能力，進(jìn)而會(huì)增加在失效破裂位置頸縮/開(kāi)裂所需的力，在這兩種情況下，增加熔核大小都會(huì)增加發(fā)生失效所需的力，因此在低于飛濺電流并避免較高的電極壓痕條件下，盡量提高焊接電流可以獲得良好性能的點(diǎn)焊接頭。

3. 結(jié)束語(yǔ)

（1）熔核區(qū)顯微組織主要由板條馬氏體組成，在熱影響區(qū)的外部觀察到硬度較低的回火馬氏體。

（2）焊接電流小于7.5 kA時(shí)焊點(diǎn)以界面撕裂模式失效，大于9.5 kA則出現(xiàn)飛濺，飛濺及電極壓痕會(huì)降低點(diǎn)焊接頭的機(jī)械性能。

（3）熔核直徑大小是焊點(diǎn)峰值載荷關(guān)鍵影響因素，就峰值負(fù)荷而言在7.5~9.5 kA的電流范圍進(jìn)行焊接可獲得最佳焊接質(zhì)量。

參考文獻(xiàn)

[1]沈琦.高強(qiáng)鋼磁控電阻點(diǎn)焊機(jī)理與工藝方法研究[學(xué)位論文].上海:上海交通大學(xué),2012.

[2]王銀雪.異質(zhì)不等厚雙相鋼DP1180/DP590電阻點(diǎn)焊接頭組織和力學(xué)性能[學(xué)位論文].長(zhǎng)春:吉林大學(xué),2018.

[3]PouranvariM.SusceptibilitytointerfacialfailuremodeinsimilaranddissimilarresistancespotweldsofDP600dualphasesteelandlowcarbonsteelduringcross-tensionandtensile-shearloadingconditions.MaterSciEngA,2012,546:129doi:10.1016/j.msea.2012.03.040

[4]白雪,韓赟,張永強(qiáng),等.先進(jìn)高強(qiáng)鋼電阻點(diǎn)焊過(guò)程中液態(tài)金屬致脆性的高溫三點(diǎn)彎實(shí)驗(yàn)?zāi)M.金屬熱處理,2019,44(s1):676

[5]崔學(xué)團(tuán),趙玉津,羅震,等.點(diǎn)焊接頭剪切拉伸試驗(yàn)試件臨界寬度.焊接學(xué)報(bào),2016,37(4):61

[6]楊海軍,張延松,來(lái)新民,等.雙相鋼點(diǎn)焊熔核界面撕裂失效模式評(píng)價(jià).焊接學(xué)報(bào),2011,32(2):61

[7]PouranvariM,Marashi,S.OnfailuremodeofresistancespotweldedDP980advancedhighstrengthsteel.CanMetallQ,2012,51(4):447doi:10.1179/1879139512Y.0000000034

[8]PouranvariM,Marashi,S.Keyfactorsinfluencingmechanicalperformanceofdualphasesteelresistancespotwelds.SciTechnolWeldJoining,2010,15(2):149doi:10.1179/136217109X12590746472535

[9]SawanishiC,OguraT,Taniguchi,etal.MechanicalpropertiesandmicrostructuresofresistancespotweldedDP980steeljointsusingpulsedcurrentpattern.SciTechnolWeldJoining,2014,19(1):52doi:10.1179/1362171813Y.0000000165

文章來(lái)源——金屬世界