先進(jìn)高強(qiáng)鋼電阻點(diǎn)焊接頭斷裂模式的研究進(jìn)展

劉思源，王 朗，孔 諒，王 敏，吳嘉元

（1.上海交通大學(xué)上海市激光制造與材料改性重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海200240；2.上海交通大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，上海200240；3.上海翼銳汽車(chē)科技有限公司，上海201805）

先進(jìn)高強(qiáng)鋼電阻點(diǎn)焊接頭斷裂模式的研究進(jìn)展

劉思源1，2，王 朗3，孔 諒1，2，王 敏1，2，吳嘉元3

（1.上海交通大學(xué)上海市激光制造與材料改性重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海200240；2.上海交通大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，上海200240；3.上海翼銳汽車(chē)科技有限公司，上海201805）

隨著汽車(chē)輕量化的發(fā)展趨勢(shì)，先進(jìn)高強(qiáng)鋼（Advanced high strength steels，AHSS）在汽車(chē)結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用逐漸增加，因此研究AHSS電阻點(diǎn)焊接頭具有重要意義。重點(diǎn)關(guān)注AHSS點(diǎn)焊接頭的斷裂模式問(wèn)題，綜述近年來(lái)國(guó)內(nèi)外關(guān)于同種材料兩層板斷裂模式、異種材料兩層板斷裂模式、三層板斷裂模式、斷裂模式的數(shù)值模擬以及界面斷裂抑制方法等方面的研究進(jìn)展，提出AHSS點(diǎn)焊接頭的斷裂模式及機(jī)制研究中有待解決的問(wèn)題，展望未來(lái)關(guān)于AHSS點(diǎn)焊接頭的斷裂模式的研究熱點(diǎn)和方向。

電阻點(diǎn)焊；先進(jìn)高強(qiáng)鋼；斷裂模式

0 前言

隨著全球能源危機(jī)和環(huán)境污染的加劇，通過(guò)提高先進(jìn)高強(qiáng)鋼（Advanced high strength steels，AHSS）在汽車(chē)結(jié)構(gòu)中的使用比例以達(dá)到汽車(chē)輕量化的目的，逐漸成為汽車(chē)工業(yè)未來(lái)的發(fā)展趨勢(shì)。電阻點(diǎn)焊因具有焊接質(zhì)量好、焊接速度快、易于自動(dòng)化等優(yōu)點(diǎn)，近幾十年來(lái)在汽車(chē)工業(yè)生產(chǎn)中占據(jù)主導(dǎo)地位。然而，相較于傳統(tǒng)的低碳鋼點(diǎn)焊接頭，AHSS電阻點(diǎn)焊接頭具有微觀組織復(fù)雜、易發(fā)生飛濺、易發(fā)生界面斷裂、易產(chǎn)生熔核偏移和熔核不對(duì)稱(chēng)等特點(diǎn)，使得其研究較為復(fù)雜。如何獲得性能穩(wěn)定優(yōu)異的AHSS電阻點(diǎn)焊接頭是目前汽車(chē)工業(yè)中亟待解決的問(wèn)題之一。

AHSS電阻點(diǎn)焊的重要特點(diǎn)之一是接頭易發(fā)生界面斷裂[1]，故重點(diǎn)研究其斷裂機(jī)制。不同的斷裂機(jī)制會(huì)影響點(diǎn)焊接頭的力學(xué)性能，也會(huì)改變接頭的斷裂位置，對(duì)點(diǎn)焊接頭質(zhì)量影響很大。一般發(fā)生拔出斷裂的點(diǎn)焊接頭在受力過(guò)程中具有更大的塑性變形和更高的能量吸收率，其力學(xué)性能優(yōu)于發(fā)生界面斷裂的點(diǎn)焊接頭，在工業(yè)生產(chǎn)中更傾向于獲得拔出斷裂模式的點(diǎn)焊接頭[2]。

因此，如何選擇電阻點(diǎn)焊中的焊接電流、焊接時(shí)間、板材厚度、材料搭配等參數(shù)，以避免AHSS點(diǎn)焊接頭產(chǎn)生界面斷裂，保證獲得拔出斷裂對(duì)于實(shí)際工業(yè)生產(chǎn)具有重要意義。在此歸納總結(jié)AHSS同種材料兩層板斷裂模式、異種材料兩層板斷裂模式、三層板斷裂模式、斷裂模式的數(shù)值模擬以及界面斷裂的抑制方法等方面的研究，在對(duì)國(guó)內(nèi)外已有的研究現(xiàn)狀和存在問(wèn)題進(jìn)行相應(yīng)分析的基礎(chǔ)上，提出AHSS點(diǎn)焊接頭的斷裂模式及機(jī)制研究中待解決的問(wèn)題，并展望其發(fā)展趨勢(shì)。

1 同種材料兩層板點(diǎn)焊接頭斷裂模式

1.1 AHSS斷裂模式的分類(lèi)

Pouranvari提出點(diǎn)焊接頭在拉剪載荷下存在三種斷裂模式[1-2]，如圖1所示。

（1）界面斷裂（Interfacial failure，IF）。斷裂路徑沿熔核中心擴(kuò)展，如圖1a所示。

（2）拔出斷裂（Pull-out failure，PF）。斷裂通常發(fā)生在一側(cè)板的母材（BM）或熱影響區(qū)（HAZ）中，然后沿熔核周?chē)鷶U(kuò)展，如圖1b所示。

（3）混合斷裂，又稱(chēng)部分界面斷裂（Partial interfacial failure，PIF）。斷裂沿熔核擴(kuò)展，但在擴(kuò)展過(guò)程中斷裂路徑轉(zhuǎn)變到厚度方向，如圖1c所示。

1.2 AHSS斷裂模式的內(nèi)在機(jī)制

電阻點(diǎn)焊存在不同斷裂模式的根本原因是點(diǎn)焊接頭在拉剪載荷下存在受力狀態(tài)間的競(jìng)爭(zhēng)關(guān)系。點(diǎn)焊接頭在拉剪載荷下，熔核內(nèi)部主要受剪應(yīng)力，而熔核周?chē)芾瓚?yīng)力，如圖2所示。其中，界面斷裂（IF）的驅(qū)動(dòng)力是兩板間的剪應(yīng)力τ，拔出斷裂（PF）模式的驅(qū)動(dòng)力是熔核周?chē)睦瓚?yīng)力σ。剪應(yīng)力和拉應(yīng)力在受力過(guò)程中是競(jìng)爭(zhēng)機(jī)制，并且兩種驅(qū)動(dòng)力都有一個(gè)臨界值，在驅(qū)動(dòng)力到達(dá)相應(yīng)臨界值后會(huì)發(fā)生斷裂。

圖1 斷裂模式示意Fig.1 Schematic of failure modes

圖2 受力狀態(tài)示意圖Fig.2 Schematic of stress conditions

對(duì)于界面斷裂IF，需要考慮位于熔核中心處的氣孔、縮孔缺陷等對(duì)接頭受力的影響[3]，當(dāng)受力狀態(tài)到達(dá)臨界值有

式中D為熔核直徑；τFZ為熔核的剪切強(qiáng)度；P為氣孔和縮孔的百分比。

對(duì)于拔出斷裂PF，當(dāng)受力狀態(tài)達(dá)到臨界值時(shí)有

式中D為熔核直徑；σPFL為熔核發(fā)生拔出斷裂區(qū)域的拉伸強(qiáng)度；t為板厚。

在拉剪載荷下，隨著載荷的增加，點(diǎn)焊接頭斷裂模式的內(nèi)在機(jī)制是競(jìng)爭(zhēng)機(jī)制。

（1）當(dāng)FPF＞FIF時(shí)，即剪應(yīng)力先于拉應(yīng)力到達(dá)臨界值，則熔核中心產(chǎn)生剪切變形最終發(fā)生IF。

（2）當(dāng)FPF＜FIF時(shí)，即拉應(yīng)力先于剪應(yīng)力到達(dá)臨界值，則母材或熱影響區(qū)產(chǎn)生頸縮最終發(fā)生PF。

（3）少數(shù)特殊情況下，剪應(yīng)力先到達(dá)臨界值，即FPF＞FIF，但是發(fā)生IF后，熔核中心的剪切變形使得接頭的受力狀態(tài)發(fā)生改變，降低了拉應(yīng)力的臨界值FPF，使得FPF＜FIF，導(dǎo)致斷裂模式改變?yōu)镻F，這種斷裂模式即為PIF。

1.3 AHSS斷裂模式的影響因素

聯(lián)立式（1）、式（2）可得

直接測(cè)量接頭不同區(qū)域材料的強(qiáng)度較為困難，但是在鋼鐵中硬度與強(qiáng)度有正相關(guān)關(guān)系，因而有

式中t為板厚；p為氣孔和縮孔的百分比；f為常數(shù)取為0.5；HPFL和HFZ分別是發(fā)生拔出斷裂區(qū)域和熔核區(qū)域的硬度。Dc為臨界熔核尺寸，即斷裂模式由界面斷裂轉(zhuǎn)變到拔出斷裂時(shí)對(duì)應(yīng)的熔核尺寸，當(dāng)熔核尺寸小于Dc時(shí)，斷裂模式為IF；當(dāng)熔核尺寸大于Dc時(shí)，斷裂模式為PF，如圖3所示。

圖3 斷裂模式轉(zhuǎn)變示意Fig.3 Schematic of stress conditions and transitions of failure modes

由式（4）中可知，在拉剪載荷下點(diǎn)焊接頭斷裂模式的主要影響因素如下：

（1）熔核尺寸。熔核尺寸是影響斷裂模式的最主要因素，載荷不變的條件下熔核尺寸越大，熔核在界面處受到的剪應(yīng)力越小，發(fā)生界面斷裂的傾向越小。

（2）熔核中的氣孔和縮孔。氣孔和縮孔的存在會(huì)降低熔核在界面處的有效承載面積，增大界面處的剪應(yīng)力，從而增大界面斷裂傾向。

（3）材料的微觀組織和化學(xué)成分。材料的微觀組織和化學(xué)成分對(duì)硬度有重要影響，因此也會(huì)影響斷裂模式。先進(jìn)高強(qiáng)鋼中碳當(dāng)量較高，BM和HAZ的硬度較大，因此HPFL/HFZ較大，導(dǎo)致先進(jìn)高強(qiáng)鋼發(fā)生界面斷裂的傾向更高。

（4）板厚。通常板厚越大，需要發(fā)生拔出斷裂的臨界熔核尺寸就越大，增大了界面斷裂傾向；但是板厚增大后，也會(huì)降低凝固時(shí)的冷卻速度，從而降低熔核區(qū)域的硬度，抑制界面斷裂，因此板厚對(duì)斷裂模式的影響較為復(fù)雜。

在同種材料兩層板點(diǎn)焊接頭中，斷裂模式可以分為界面斷裂IF、拔出斷裂PF和混合斷裂PIF三類(lèi)；不同斷裂模式的內(nèi)在機(jī)制是熔核內(nèi)部剪應(yīng)力和熔核周?chē)瓚?yīng)力之間的競(jìng)爭(zhēng)關(guān)系；熔核尺寸、熔核中氣孔縮孔等缺陷、微觀組織和板厚是影響斷裂模式的主要因素。

2 異種材料兩層板點(diǎn)焊接頭斷裂模式

AHSS異種材料兩層板的斷裂模式分類(lèi)、內(nèi)在機(jī)制和影響因素等與同種材料兩層板類(lèi)似，但是存在一定差異。

2.1 碳當(dāng)量對(duì)界面斷裂傾向的影響

M.Pouranvari[4]研究了拉剪載荷（TS）條件下的DP600雙相鋼和低碳鋼的電阻點(diǎn)焊接頭斷裂模式及其機(jī)制，發(fā)現(xiàn)在TS加載條件下，產(chǎn)生界面斷裂的趨勢(shì)按以下順序增大：DP600/LCS，LCS/LCS，DP600/ DP600，如圖4所示。熔核硬度和接頭強(qiáng)度為決定因素，但未發(fā)現(xiàn)碳當(dāng)量的變化對(duì)斷裂模式的影響。M.Pouranvari[5]研究低合金高強(qiáng)鋼和低碳鋼兩層板電阻點(diǎn)焊接頭拉剪載荷下斷裂模式的轉(zhuǎn)變行為，發(fā)現(xiàn)發(fā)生界面斷裂的傾向由小到大依次為HSLA/ LCS，LCS/LCS，HSLA/HSLA。

Safanama[6]研究了馬氏體AHSSM130和低碳鋼LCS異種材料電阻點(diǎn)焊接頭拉剪載荷下的斷裂模式，發(fā)現(xiàn)M130/M130，LCS/LCS，M130/LCS三種組合中，M130/LCS的接頭組合發(fā)生界面斷裂的傾向最小。

2.2 PT-PP斷裂模式

圖4 拉剪試驗(yàn)下熔核尺寸和最大載荷關(guān)系Fig.4 Relations between the fusion zone size and the peak load in the tensile-shear tests

M.Pouranvari[7-8]研究了雙相鋼DP600和低碳鋼AISI 1008點(diǎn)焊接頭的斷裂模式，發(fā)現(xiàn)當(dāng)發(fā)生飛濺后拉剪載荷下接頭會(huì)發(fā)生新的斷裂模式。這種斷裂模式的特征是斷裂路徑并未沿熔核界面擴(kuò)展而是直接沿熔核厚度方向斜向擴(kuò)展，最后發(fā)生拔出斷裂，即部分厚度-部分拔出斷裂（partial thickness-partial pullout failure，PT-PP），如圖5所示。

圖5 部分厚度-部分拔出斷裂示意及斷口表面Fig.5 Typical schematic and fracture surface failure mode of dissimilar DP600/LCS welds

PT-PP斷裂模式中，盡管點(diǎn)焊接頭的熔核尺寸較大，但最大載荷和能量吸收率都顯著下降，如圖6所示。發(fā)生PT-PP斷裂是因?yàn)轱w濺后電極壓痕深度大大增加，造成熔核邊緣處產(chǎn)生很大的應(yīng)力集中，應(yīng)力集中處在受到拉剪載荷時(shí)會(huì)成為斷裂優(yōu)先發(fā)生的位置。

2.3 初始斷裂位置的特點(diǎn)

圖6 熔核尺寸對(duì)點(diǎn)焊接頭力學(xué)性能的影響Fig.6 Effect of FZ sizes on mechanical properties of dissimilar DP600/LCS welds

異種材料兩層板點(diǎn)焊接頭斷裂初始斷裂位置位于高強(qiáng)度側(cè)。M.Pouranvari[7-8]研究發(fā)現(xiàn)發(fā)生拔出斷裂時(shí)，初始的斷裂位置總是位于DP600雙相鋼側(cè)。母材硬度和母材的加工硬化行為是影響斷裂位置的關(guān)鍵因素。低碳鋼側(cè)強(qiáng)度較低，較先進(jìn)入屈服階段并發(fā)生加工硬化，使應(yīng)變轉(zhuǎn)移到雙相鋼側(cè)，而雙相鋼側(cè)熱影響區(qū)部分的硬度很高，受載荷區(qū)域?yàn)橐粋€(gè)應(yīng)力集中區(qū)域，從而造成裂紋產(chǎn)生。

Hernandez V.H.B.[9]，Hongqiang Z[10]在研究異種雙相鋼DP600和DP780點(diǎn)焊接頭的斷裂模式中也發(fā)現(xiàn)斷裂總是萌生于DP780側(cè)。

由上述可知，異種材料兩層板的點(diǎn)焊接頭發(fā)生界面斷裂的傾向小于同種材料兩層板的點(diǎn)焊接頭，這與熔核中的碳當(dāng)量和不同區(qū)域組織的硬度有關(guān)；在異種材料兩層板接頭的斷裂中發(fā)現(xiàn)與前面三種斷裂模式不同的PT-PP斷裂，其力學(xué)性能介于界面斷裂與拔出斷裂之間；在異種材料兩層板的點(diǎn)焊接頭中斷裂總是萌生于強(qiáng)度高的一側(cè)。

3 三層板點(diǎn)焊接頭斷裂模式

目前關(guān)于AHSS三層板點(diǎn)焊接頭的斷裂模式研究很少，而低碳鋼三層板點(diǎn)焊接頭的斷裂模式已有部分研究，可應(yīng)用到AHSS三層板的組合中。

M.Pouranvari S.P.H.Marashi[11]研究了低碳鋼等厚三層板電阻點(diǎn)焊中不同接頭設(shè)計(jì)下受力狀態(tài)不同對(duì)斷裂模式及機(jī)制的影響，三種不同受力狀態(tài)如圖7所示。由圖7可知，A為中間板和下板受拉剪載荷，B為上板和下板受拉剪載荷，C為三板同時(shí)受拉剪載荷，上板下板載荷方向一致。圖8為不同受力狀態(tài)下發(fā)生界面斷裂的傾向，按順序增加為B< A

圖7 不同種類(lèi)的接頭設(shè)計(jì)Fig.7 Various kinds of Joint designs

圖8 不同接頭組合的臨界熔核尺寸Fig.8 Critical nugget sizes in various joints designs

Wei S.T.[12]研究強(qiáng)度為1 000 MPa級(jí)別的雙相鋼/TWIP鋼/TRIP鋼的三層板點(diǎn)焊接頭的斷裂模式，發(fā)現(xiàn)三層板接頭的斷裂模式不僅受熔核尺寸影響，還受化學(xué)成分的影響。在電流固定的條件下，不同類(lèi)型鋼的接頭斷裂模式不同。

唐虹[13]研究了含鍍鋅板的三層板點(diǎn)焊熔核機(jī)理、工藝參數(shù)對(duì)焊點(diǎn)力學(xué)性能的影響以及三層板硬規(guī)范的工藝優(yōu)化，發(fā)現(xiàn)可以利用硬規(guī)范對(duì)三層板進(jìn)行點(diǎn)焊以提高熔核尺寸，進(jìn)而改善接頭的斷裂模式和力學(xué)性能。

在三層板點(diǎn)焊接頭的斷裂模式中，斷裂模式分類(lèi)與兩層板類(lèi)似，決定斷裂模式的影響因素如熔核尺寸、板厚、材料化學(xué)成分等也和兩層板相同。與兩層板相比，三層板點(diǎn)焊接頭斷裂模式最大區(qū)別是其受力狀態(tài)的不同導(dǎo)致內(nèi)在斷裂機(jī)制完全不同，需要進(jìn)一步的研究。

4 斷裂模式數(shù)值模擬

AHSS電阻點(diǎn)焊涉及異種材料、異種厚度、多層板的焊接，因此焊接過(guò)程中的電流場(chǎng)、溫度場(chǎng)和應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)的情況非常復(fù)雜，增加了點(diǎn)焊數(shù)值模擬的難度。

Pan J[14]等人采用二維彈性理論和二維有限元法研究雙相鋼點(diǎn)焊接頭在拉剪條件下的斷裂模式，發(fā)現(xiàn)在拔出斷裂時(shí)，斷裂通常萌生于熔核周?chē)哪覆牟⑶椅恢贸３Ｌ幱诤穸戎虚g處的頸縮部位，裂紋形成后通過(guò)剪切變形方式逐漸擴(kuò)展直至最后斷裂，如圖9所示。

圖9 拔出斷裂機(jī)制的橫截面示意Fig.9 A schematic of the cross section of plug failure mechanism near the spot weld nugget

Nielsen K.L.采用彈性-粘塑性理論和三維有限元法研究了拉剪條件下DP600點(diǎn)焊接頭的拔出斷裂機(jī)制，采用微孔形核、長(zhǎng)大、聚合的理論（即Gurson模型[15-16]），發(fā)現(xiàn)了斷裂模式的競(jìng)爭(zhēng)機(jī)制。當(dāng)熔核尺寸較大時(shí)，熔核周?chē)ㄍǔＪ菬嵊绊憛^(qū)）會(huì)發(fā)生塑性變形和損傷積累；而當(dāng)熔核尺寸較小時(shí)，塑性變形主要發(fā)生在熔核中心并產(chǎn)生劇烈的剪切。Gurson模型分析了拉剪條件下的界面斷裂，很好解釋了界面斷裂內(nèi)在機(jī)制。

Dancette[17-18]在研究DP450和DP980點(diǎn)焊接頭的斷裂模式過(guò)程中考慮不同區(qū)域材料性能對(duì)模擬結(jié)果的影響，發(fā)現(xiàn)拔出斷裂和界面斷裂的機(jī)制分別為母材（BM）/過(guò)回火區(qū)（SCHAZ）的局部應(yīng)變和熔核界面缺口處的剪切變形，采用熔核尖端處的J積分衡量界面斷裂，采用局部應(yīng)變區(qū)的等效應(yīng)變衡量拔出斷裂。通過(guò)計(jì)算J積分和等效應(yīng)變定量地得出發(fā)生不同斷裂模式的條件，其模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)相匹配，如圖10所示。

圖10 TRIP780點(diǎn)焊接頭載荷-位移曲線Fig.10 Experimental and simulated loading curves for TRIP780 spot welding joints

目前關(guān)于斷裂模式的數(shù)值模擬研究，一方面采用Gurson模型解釋界面斷裂和拔出斷裂的內(nèi)在機(jī)制；另一方面通過(guò)J積分和等效應(yīng)變的計(jì)算定量得出發(fā)生不同斷裂模式的臨界條件。但是這些研究均針對(duì)同種材料同種厚度兩層板的點(diǎn)焊接頭，未考慮材料強(qiáng)度、板厚、不同受力狀態(tài)、氣孔縮孔缺陷等影響因素。

5 界面斷裂抑制方法的研究

A.R.Jahandideh[19]在SAPH440低碳鋼的電阻點(diǎn)焊中發(fā)現(xiàn)，點(diǎn)焊接頭容易發(fā)生界面斷裂，采用增加焊后回火電流的方式可以降低界面斷裂傾向。研究認(rèn)為，產(chǎn)生界面斷裂的原因是熔核中存在硬而脆的馬氏體組織，通過(guò)焊后增加回火電流對(duì)熔核中的馬氏體組織進(jìn)行回火處理。

沈潔[20]采用不對(duì)稱(chēng)電極匹配方法改善點(diǎn)焊熔核尺寸及可焊性窗口寬度，解決了差強(qiáng)差厚三層板點(diǎn)焊過(guò)程中的熔核偏移及薄板側(cè)熔核尺寸偏小的問(wèn)題，試驗(yàn)結(jié)果表明采用該種方法可以抑制界面斷裂傾向。

張小云[21]采用正交試驗(yàn)和方差顯著性分析的方法研究影響斷裂模式的最大因素。結(jié)果表明，焊接電流對(duì)雙相鋼點(diǎn)焊接頭界面斷裂傾向影響最大,焊接時(shí)間對(duì)焊點(diǎn)界面斷裂傾向有一定影響，而其余焊接參數(shù)影響較小。通過(guò)考慮交互作用得出的最優(yōu)焊接參數(shù)比單因子分析得出的結(jié)果更能降低雙相鋼焊點(diǎn)界面斷裂傾向。

Choi H.S.[22]研究了雙相鋼D780和熱成型鋼22MnB5的點(diǎn)焊接頭，發(fā)現(xiàn)碳當(dāng)量過(guò)高會(huì)導(dǎo)致熔核中形成硬而脆的馬氏體，并且會(huì)帶來(lái)更多缺陷如縮孔、裂紋等，從而增大界面斷裂的趨勢(shì)。因此合理選擇鋼種，避免碳當(dāng)量過(guò)高可以降低界面斷裂傾向。

6 結(jié)論

AHSS電阻點(diǎn)焊接頭的斷裂模式比傳統(tǒng)的低碳鋼點(diǎn)焊的斷裂模式更為復(fù)雜，不同的工藝參數(shù)、材料組合、鋼板層數(shù)、板厚等因素都對(duì)其影響較大。

（1）AHSS點(diǎn)焊接頭斷裂模式的研究情況現(xiàn)狀復(fù)雜，不同方面的研究程度差別較大。對(duì)于AHSS的兩層板同種材料點(diǎn)焊接頭斷裂模式，已經(jīng)進(jìn)行了系統(tǒng)的理論分析并建立相應(yīng)模型；對(duì)于AHSS異種材料兩層板點(diǎn)焊接頭斷裂模式，已經(jīng)進(jìn)行了大量的研究工作，但未能得出成熟的結(jié)論；對(duì)于AHSS三層板點(diǎn)焊接頭斷裂模式，目前研究工作較少。

（2）斷裂模式的數(shù)值模擬方法研究不斷深入，由簡(jiǎn)單的彈性理論到彈性-粘塑性理論，由二維有限元方法到三維有限元方法，由定性地解釋斷裂模式的內(nèi)在機(jī)制到定量地計(jì)算不同斷裂模式的條件。

（3）為了抑制AHSS點(diǎn)焊接頭中較高的界面斷裂傾向，研究者提出了各自的措施，但有效性及適用性均有待證明。目前并未有研究從斷裂模式的內(nèi)在機(jī)理方面提出抑制界面斷裂的有效方法。

從目前的研究現(xiàn)狀可以看出，在汽車(chē)行業(yè)AHSS兩層板點(diǎn)焊接頭中，需要進(jìn)一步探究異種厚度和鍍層對(duì)斷裂模式影響；在三層板的AHSS點(diǎn)焊接頭中，需要進(jìn)一步研究其斷裂模式的內(nèi)在機(jī)制；在斷裂模式的數(shù)值模擬研究中，考慮不同厚度、不同受力狀態(tài)、不同材料組合等多個(gè)因素作用下的模擬將成為AHSS的研究熱點(diǎn)；抑制界面斷裂方面，斷裂模式的數(shù)值模擬和相關(guān)斷裂機(jī)制研究交互結(jié)合是未來(lái)的研究方向。

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Research development on failure mode of AHSS resistance spot welding joints

LIU Siyuan1，2，WANG Lang1，2，KONG Liang1，2，WANG Min1，2，WU Jiayuan3
（1.Shanghai Key Laboratory of Materials Laser Processing and Modification，Shanghai Jiaotong University，Shanghai 200240，China；2.School of Materials Science and Engineering，Shanghai JiaoTong University，Shanghai 200240，China；3.Shanghai Yi Rui Motor Co.，Ltd.，Shanghai 201805，China）

The applications of advanced high strength steel(AHSS)sheets have been gradually increasing in the automotive industry in order to reduce the car body weight.Hence it is of great significance to study the spot welding behavior of AHSS sheets.The present paper mainly reviews the failure mode of resistance spot welds of AHSS in the past years.The focus is on the fracture mode of similar two sheets assemblies，dissimilar two sheets assemblies and three sheets assemblies.Besides，numerical simulations on fracture mode and measures to inhibit the interfacial failure is investigated.Finally，looking forward to the future research on the fracture mode of AHSS spot welded joints

resistance spot welding；advanced high strength steel；fracture mode

TG453

C

1001－2303（2017）04－00

10.7512/j.issn.1001-2303.2017.04.

獻(xiàn)

郭吉昌，朱志明，閆國(guó)瑞，等.基于UG的弧焊機(jī)器人離線編程系統(tǒng)開(kāi)發(fā)[J].電焊機(jī)，2017，47（01）：1-6.

2016-07-22；

：2017-02-16

劉思源（1992—），男，湖北大冶人，在讀碩士，主要從事先進(jìn)高強(qiáng)鋼三層板電阻點(diǎn)焊方面的研究。