超高強冷軋雙相鋼DP980電阻點焊工藝研究

供稿|王亞東，韓丹，楊天一，張秀香，陳虹宇

內容導讀

采用中頻直流電阻點焊機對超高強冷軋雙相DP980進行焊接，焊接參數(shù)中固定電極壓力、保持時間及焊接時間，調整焊接電流進行實驗，測試分析點焊接頭微觀組織、硬度、失效模式以及拉剪性能。結果表明：熔核區(qū)顯微組織主要由板條馬氏體組成，在熱影響區(qū)的外部觀察到回火馬氏體，與母材相比硬度較低；熔核直徑大小是焊點峰值載荷關鍵影響因素，以7.5～9.5 kA的電流范圍進行焊接可獲得最佳焊接質量，點焊接頭的失效方式主要為熔核剝離模式。

先進高強鋼是車身結構設計和生產(chǎn)中的新一代關鍵材料。近年來，先進高強鋼在汽車工業(yè)中的使用穩(wěn)步增長，歸功于其能提供更高強度和延展性，能夠減輕車身重量，從而改善燃油經(jīng)濟性并減少對環(huán)境的污染，同時提高碰撞吸收能，進而為車內乘員提供更好的保護。電阻點焊是車身制造中最主要的連接技術，典型的車輛包含4000～5000個焊點[1]，因此，車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焊性能[2]。傳統(tǒng)的低碳鋼已廣泛采用電阻點焊技術，但眾所周知先進高強鋼更容易受到電阻點焊接頭失效的影響[3]，先進高強鋼經(jīng)常遇到抗斷裂性和焊縫韌性較低的困擾，這是由于先進高強鋼合金元素含量較高，易導致點焊熔合區(qū)內形成脆性相和微偏析現(xiàn)象[4]。雙相鋼以相變強化為基礎，具有低屈強比，高初始加工硬化率，良好的強塑性匹配等優(yōu)點。目前在汽車制造業(yè)中應用的超高強冷軋雙相鋼主要集中在1000 MPa左右，且大多成分設計復雜，在增加了工業(yè)化生產(chǎn)難度的同時也為電阻點焊工藝帶來挑戰(zhàn)。本文針對超高強冷軋雙相鋼DP980進行電阻點焊工藝研究，分析焊接電流對點焊接頭微觀組織、硬度、失效模式及拉剪性能的影響規(guī)律，提出適用于超高強冷軋雙相鋼DP980的焊接參數(shù)，為電阻點焊工藝參數(shù)優(yōu)化提供參考。

實驗材料及方法

使用1.2 mm厚的超高強冷軋雙相鋼DP980鋼板作為實驗材料，化學成分和力學性能如表1和表2所示。使用通過PLC控制的中頻直流氣動電阻點焊機和端面直徑為6 mm的電極進行焊接，電極壓力和保持時間恒定控制在3.6 kN和300 ms，焊接過程中保持焊接時間為400 ms不變，以步長0.1 kA逐步增加焊接電流進行焊接實驗。汽車的結構性能很大程度上取決于點焊接頭連接的力學性能，在電阻點焊研究中拉剪實驗是檢測點焊結構強度應用最多的手段[5]，因此采用拉伸剪切實驗來評價點焊接頭的力學性能，每個焊接條件進行三個樣品焊接，其中兩個樣品用于拉伸剪切實驗，一個樣品用于金相分析。準靜態(tài)拉伸剪切實驗樣品根據(jù)GWS-5A標準制備，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。使用萬能實驗機進行拉伸剪切測試，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。使用光學顯微鏡觀察點焊接頭宏觀結構并測量尺寸，使用掃描電子顯微鏡觀察微觀結構，使用顯微硬度計測試點焊接頭區(qū)域的硬度分布。

表1 實驗材料的化學成分(質量分數(shù)，%)

表2 實驗材料的力學性能

圖1 拉伸剪切試樣

實驗結果與討論

組織和硬度

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

圖2 DP980典型的點焊接頭宏觀組織

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

點焊接頭各個區(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，馬氏體的體積分數(shù)約為68%；圖4(b)為熔核區(qū)顯微組織，由于電阻點焊工藝過程中水冷銅電極的淬火效應以及較短的焊接時間而形成的高冷卻速率，對于超高強冷軋雙相鋼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焊過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，從點焊接頭硬度曲線可以看出，相對于母材硬度下降。

圖3 DP980典型點焊接頭硬度曲線

圖4 點焊接頭各區(qū)域的顯微組織：(a)母材；(b)熔核區(qū)；(c)熱影響區(qū)；(d)軟化區(qū)

失效模式

在拉伸剪切實驗中經(jīng)?？梢杂^察到焊點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以熔核剝離模式失效。熔核直徑小的焊點表現(xiàn)為界面撕裂失效模式，在拉伸剪切實驗中小熔核、氣孔和凝固裂紋的存在會導致接合面的剪切應力增加，并促進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，較高的電極壓痕會導致應力集中在熔核邊緣，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，會降低能量的吸收。為了提高超高強鋼冷軋雙相鋼DP980點焊接頭的機械性能，應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，焊接電流應控制在9.5 kA以下。

機械性能

圖6焊接電流對點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，焊接電流在8.5 kA時拉伸載荷達到最大值。結合圖5可以看出當熔核尺寸較大時，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。

圖5 焊接電流對熔核直徑和失效模式的影響

圖6 焊接電流對點焊接頭拉伸載荷的影響

焊點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度[8-9]。拉伸剪切實驗載荷位移圖中的峰值點，對于界面撕裂失效模式為裂紋通過熔核的傳播點，而對于熔核剝離失效模式則為失效位置的頸縮點/開裂點。從以上分析可知，對于界面失效模式，熔核尺寸越大，界面對剪切的抵抗力就越高；對于焊核拔出模式，增加熔核直徑會增加熔核抗旋轉的能力，進而會增加在失效破裂位置頸縮/開裂所需的力，在這兩種情況下，增加熔核大小都會增加發(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焊接頭。

結束語

(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時焊點以界面撕裂模式失效，大于9.5 kA則出現(xiàn)飛濺，飛濺及電極壓痕會降低點焊接頭的機械性能。

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