汽車用熱成型鋼和雙相鋼電阻點(diǎn)焊可焊性分析

劉營(yíng)凱，沈 波，彭星藝，程 猛

汽車用熱成型鋼和雙相鋼電阻點(diǎn)焊可焊性分析

劉營(yíng)凱，沈 波，彭星藝，程 猛

（上汽通用汽車有限公司，上海 201206）

為研究汽車用熱成型鋼和雙相鋼的焊接性能差異，采用1.5 mm熱成型鋼HS1300T、 1.5 mm雙相鋼DP590T分別與1.9 mm冷軋鋼板CR1180T進(jìn)行電阻點(diǎn)焊焊接，對(duì)兩種板材可焊性窗口、焊點(diǎn)一致性以及焊點(diǎn)宏觀形貌進(jìn)行研究。研究表明，雙相鋼比熱成型鋼可焊性電流窗口更大。連續(xù)焊接500個(gè)焊點(diǎn)，熱成型鋼板更容易發(fā)生飛濺，飛濺點(diǎn)數(shù)是雙相鋼的3.72倍；最優(yōu)焊接參數(shù)下熱成型鋼焊點(diǎn)壓痕深度較深，為雙相鋼的2.62倍；熱成型鋼焊核更易形成縮孔。在焊接工況一致的情況下，雙相鋼相較于熱成型鋼可焊性更好。

熱成型鋼；雙相鋼；電阻點(diǎn)焊；可焊性

隨著社會(huì)的不斷發(fā)展，人們的經(jīng)濟(jì)實(shí)力和生活水平得到了大幅度的提高，汽車已經(jīng)成為人們的普通代步工具。在汽車行業(yè)飛速發(fā)展的同時(shí)，環(huán)境污染、能源枯竭等一系列問題也隨之而來。因此，提高汽車燃料效率以及減少尾氣排放成為備受關(guān)注的議題。研究表明，對(duì)于乘用車而言，降低鋼板密度是實(shí)現(xiàn)這一目標(biāo)最為有效的措施[1-3]。汽車自重減輕10%，可降低油耗5%～8%，尾氣排放也相應(yīng)下降[4-7]。實(shí)現(xiàn)汽車輕量化是解決能耗問題以及環(huán)境問題的有效手段。目前一些輕質(zhì)合金如鋁合金、鎂合金等材料大量應(yīng)用于汽車制造領(lǐng)域，但在一些承力部位輕質(zhì)合金難以滿足要求，為了最大限度地提升汽車安全性，同時(shí)降低汽車重量，汽車車身的車門防撞梁、前后保險(xiǎn)杠等保安件以及部分車體結(jié)構(gòu)件對(duì)材料強(qiáng)度要求較高，因而先進(jìn)超高熱成型鋼以及雙相鋼大量應(yīng)用于汽車制造。

熱成型高強(qiáng)鋼中添加錳、硼等微量元素，會(huì)提高其淬透性[8-9]。熱成型鋼是將高強(qiáng)度錳、硼等合金鋼加熱到880 ℃～930 ℃，使材料完全奧氏體化，再把材料放入保溫模具內(nèi)沖壓成型，然后在保壓狀態(tài)下對(duì)材料進(jìn)行淬火，使奧氏體完全轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體組織，淬火后的零件強(qiáng)度可達(dá)到1 500 MPa。與熱成型鋼不同，雙相鋼（Dual Phase, DP）的顯微組織為鐵素體+馬氏體，鐵素體硬度低，使鋼具備較好的成型性能，馬氏體硬度高，使鋼具備較高的強(qiáng)度。目前國外對(duì)于熱成型鋼以及DP雙相鋼點(diǎn)焊焊接性做了大量的研究，在點(diǎn)焊工藝、高強(qiáng)度鋼點(diǎn)焊質(zhì)量檢測(cè)以及點(diǎn)焊性能評(píng)價(jià)等方面開展了大量的基礎(chǔ)性工作，也將熱成型鋼和雙相鋼大量應(yīng)用于汽車制造。國內(nèi)對(duì)于這些鋼種的焊接性研究相對(duì)較少，缺乏指導(dǎo)生產(chǎn)的相關(guān)數(shù)據(jù)。

基于上述情況，本文以熱成型鋼HS1300T和雙相鋼DP590T為研究對(duì)象，通過開展焊接工藝窗口優(yōu)化、焊點(diǎn)一致性驗(yàn)證以及焊點(diǎn)金相檢測(cè)，對(duì)比了兩種高強(qiáng)鋼的焊接性差異，分析了不同鋼種的焊接性能，為熱成型鋼及雙相鋼在新車型中的應(yīng)用提供一些指導(dǎo)數(shù)據(jù)。

1 試驗(yàn)材料、設(shè)備及方法

1.1 試驗(yàn)材料及設(shè)備

本文研究的試驗(yàn)材料為1.5 mm熱成型鋼HS1300T/950Y-MS-AS60G60G、1.5 mm雙相鋼CR590T/340Y-DP-HD60G60G和1.9 mm冷軋鋼板CR1180T/850Y-UNCOATED。熱成型鋼抗拉強(qiáng)度為1 300 MPa，屈服強(qiáng)度為950 MPa，表面鋁硅涂層為60 g/m2；雙相鋼抗拉強(qiáng)度為590 MPa，屈服強(qiáng)度為340 MPa，表面熱鍍鋅涂層為60 g/m2；冷軋鋼板抗拉強(qiáng)度為1 180 MPa，屈服強(qiáng)度為850 MPa，表面無涂層。三種材料的成份如表1所示，試驗(yàn)中分別采用1.5 mm HS1300T和1.5 mm DP590T與1.9 mm CR1180T進(jìn)行電阻焊接，對(duì)兩種板材組合可焊性進(jìn)行驗(yàn)證，對(duì)焊接差異性進(jìn)行對(duì)比。

表1 鋼板的化學(xué)成分

焊接系統(tǒng)包括ABB點(diǎn)焊機(jī)器人、中頻直流控制器、機(jī)器人焊鉗以及焊接夾具。電極帽型號(hào)GMWZ-16×20，修磨后端面直徑為6 mm，試驗(yàn)過程中保證冷卻水處于長(zhǎng)通狀態(tài)，冷卻水流量為8.2 L/min。試驗(yàn)設(shè)備如圖1所示。試驗(yàn)中將焊接試片固定在夾具上，通過示教機(jī)器人程序，調(diào)節(jié)焊接工藝參數(shù)，實(shí)現(xiàn)自動(dòng)焊接。

圖1 試驗(yàn)設(shè)備

1.2 試驗(yàn)方法

1.可焊性窗口

基于板材組合的等效厚度（Determining Thic- kness, DT），采用如表2所示的焊接工藝規(guī)范，在該DT下要求焊核直徑大于等于5 mm。試驗(yàn)中先采用最長(zhǎng)焊接時(shí)間，調(diào)整焊接電流（增量為100 A），通過剝離試驗(yàn)檢測(cè)熔核直徑為5 mm，此時(shí)焊接電流和焊接時(shí)間為點(diǎn)坐標(biāo)。保持最長(zhǎng)焊接時(shí)間，使用點(diǎn)電流+200 A作為初始電流值，逐步增加，每次增加200 A，直到焊點(diǎn)產(chǎn)生飛濺時(shí)記錄焊接電流和焊接時(shí)間為點(diǎn)坐標(biāo)。然后分別調(diào)整焊接時(shí)間為中等焊接時(shí)間和最小焊接時(shí)間確定邊界電流、、、，然后以點(diǎn)電流-200 A記為點(diǎn)電流，點(diǎn)焊接電流和焊接時(shí)間為推薦焊接參數(shù)。如圖2所示，在點(diǎn)、、、、、圍成的帶狀窗口之中為板材組合的可焊性窗口，在窗口左側(cè)焊點(diǎn)熔核直徑過小，在窗口右側(cè)焊點(diǎn)產(chǎn)生飛濺。然后分別計(jì)算三個(gè)焊接時(shí)間下的可焊性焊接電流窗口，即用相同焊接時(shí)間下的飛濺點(diǎn)焊接電流減去最小焊核對(duì)應(yīng)的焊接電流得到三個(gè)焊接窗口，取三個(gè)窗口中的最小值記錄為該焊點(diǎn)可焊性電流窗口。

表2 焊接試驗(yàn)參數(shù)

圖2 可焊性窗口示例

2.焊點(diǎn)一致性驗(yàn)證

焊機(jī)切換為恒流模式，焊接速率為每分鐘30個(gè)焊點(diǎn)，選取點(diǎn)焊接參數(shù)連續(xù)焊接500個(gè)焊點(diǎn)，并且對(duì)第50、100、150、200、250、300、350、400、450、500個(gè)焊點(diǎn)進(jìn)行剝離檢測(cè)熔核直徑，焊接過程中記錄焊點(diǎn)飛濺數(shù)量。

3.焊點(diǎn)金相檢測(cè)

采用點(diǎn)焊接參數(shù)，焊接金相試樣，采用金相顯微鏡對(duì)制備好的試樣進(jìn)行檢測(cè)，測(cè)量焊點(diǎn)熔核直徑、焊核厚度以及熔融深度，觀測(cè)焊核是否存在裂紋和縮孔缺陷。

2 結(jié)果與分析

在電阻點(diǎn)焊焊接過程中，兩電極之間的測(cè)量電阻由電極電阻、電極與板材接觸電阻、板材與板材接觸電阻組成，如圖3所示。在正常工藝生產(chǎn)過程中，電極帽每隔一定焊點(diǎn)數(shù)量會(huì)進(jìn)行修磨處理，因此，對(duì)板材組合焊接性能影響較大的因素為電極與板材、板材與板材接觸電阻。

圖3 電極間測(cè)量電阻

2.1 可焊性窗口

調(diào)節(jié)焊接時(shí)間分別為170 ms、200 ms、230 ms根據(jù)破壞性檢查的熔核直徑及焊點(diǎn)飛濺情況得到雙相鋼DP590T和熱成型鋼HS1300T的可焊性窗口。圖4為DP590T和HS1300T的可焊性窗口圖。由圖4(a)可知，在焊接時(shí)間分別為170 ms、200 ms、230 ms時(shí)對(duì)應(yīng)的可焊性電流窗口分別為2 kA、1.9 kA、1.8 kA，隨著焊接時(shí)間的增加，可焊性電流窗口減小。由圖4(b)可知，在焊接時(shí)間分別為170 ms、200 ms、230 ms時(shí)對(duì)應(yīng)的可焊性電流窗口分別為1.8 kA、1.7 kA、1.6 kA，同樣地，隨著焊接時(shí)間的增加可焊性電流窗口也減小。取選取三個(gè)焊接電流窗口的最小值為可焊性窗口，因此，DP59T0和HS1300T的可焊性窗口分別為1.8 kA和1.6 kA。認(rèn)為可焊性窗口大于1 kA時(shí)可焊性良好，因此，兩種板材均具有較好的焊接性。隨著焊接時(shí)間的增加，得到最小焊核直徑和焊點(diǎn)飛濺的電流均減小。對(duì)于固定的板材，完成焊接過程需要的熱量是一定的，焊接時(shí)間的增加必定需要減小焊接電流來維持熱量的平衡，因此，隨著焊接時(shí)間的增加焊接電流會(huì)減小。對(duì)比兩種板材的可焊性窗口，在相同的焊接時(shí)間下，DP590T的可焊性窗口大于HS1300T的可焊性窗口，同時(shí)DP590T所需的最小焊接電流和焊接飛濺點(diǎn)的電流值均大于HS1300T。這主要因?yàn)镠S1300T具有更多的合金元素，與DP590T相比具有更大的碳當(dāng)量，同時(shí)HS1300T表面鋁硅涂層導(dǎo)電性較差，電阻較大，因此，HS1300T焊接性較DP590T差。

2.2 焊點(diǎn)一致性

兩種板材組合分別采用點(diǎn)焊接電流，連續(xù)焊接500個(gè)焊點(diǎn)，每隔50個(gè)焊點(diǎn)對(duì)焊核進(jìn)行剝離實(shí)驗(yàn)，測(cè)量焊核熔核直徑，連續(xù)打點(diǎn)試片尺寸為200 mm×300 mm，每個(gè)試片上打48個(gè)焊點(diǎn)，然后在尺寸150 mm×50 mm試片上焊接2個(gè)焊點(diǎn)，對(duì)第二個(gè)焊點(diǎn)進(jìn)行破拆。

圖5為兩種板材連續(xù)焊接500個(gè)焊點(diǎn)每間隔50個(gè)焊點(diǎn)焊核直徑測(cè)試結(jié)果，DP590T和HS1300T連續(xù)焊接500個(gè)焊點(diǎn)焊核熔核直徑均滿足最小焊核直徑要求，兩者在最優(yōu)焊接參數(shù)下具有良好的焊點(diǎn)一致性。但DP590T焊核熔核直徑普遍大于HS1300T焊核熔核直徑，DP590T相較HT1300T更不易發(fā)生虛焊。

圖6 連續(xù)焊接500點(diǎn)及破壞性檢查焊點(diǎn)形貌

圖6為實(shí)際打點(diǎn)及破拆后的焊點(diǎn)形貌，兩種材料連續(xù)焊接500個(gè)焊點(diǎn)均未出現(xiàn)電極帽的嚴(yán)重粘連現(xiàn)象，DP590T連續(xù)焊接500個(gè)焊點(diǎn)焊接飛濺點(diǎn)數(shù)為65個(gè)，HS1300T焊接飛濺點(diǎn)數(shù)為242個(gè)，熱成型鋼飛濺比較嚴(yán)重。主要因?yàn)闊岢尚弯揂l、Si鍍層會(huì)增大鋼材表面電阻，表面電阻越大，焊接時(shí)工件表面產(chǎn)生的熱量越高，越容易發(fā)生飛濺；同時(shí)在相同的壓力下，熱成型鋼表面變形較小，電極與板材接觸面積較小，熱成型鋼表面瞬時(shí)產(chǎn)熱量較大，與雙相鋼相比隨著焊接點(diǎn)數(shù)增加，電極帽表面狀態(tài)變差速度更快，接觸面電阻值變大，接觸面產(chǎn)熱量更高，更容易產(chǎn)生焊接飛濺。

2.3 焊點(diǎn)金相結(jié)果

圖7為兩種板材組合在點(diǎn)焊接參數(shù)下的焊點(diǎn)宏觀形貌。

圖7 焊點(diǎn)金相

（1）DP590T的焊點(diǎn)熔核直徑為6.47 mm，HS1300T的焊點(diǎn)熔核直徑為6.706 mm，HS1300T的熔核直徑略大，為DP590T的1.04倍；

（2）DP590T焊后板材總厚度為3.285 mm，焊接壓痕深度為3.4%；HS1300T焊后板材總厚度3.098 mm，焊接壓痕深度為8.9 %，HS1300T的焊接壓痕更深；

（3）HS1300T中有少量的縮孔缺陷。

這是因?yàn)榕cDP590T相比，HS1300T表面接觸電阻更大，焊接過程中產(chǎn)生熱量更多。因此，板材表面壓痕深度更深，同時(shí)焊接瞬時(shí)熱量產(chǎn)生的飛濺造成焊核中心出現(xiàn)縮孔。

3 結(jié)論

（1）在焊接工況一致的情況下，雙相鋼相較于熱成型鋼可焊性更好；

（2）DP590T和HS1300T均具有較好的焊接性，DP590T比HS1300T可焊性窗口更大；

（3）連續(xù)焊接500個(gè)焊點(diǎn)，兩種鋼材均未出現(xiàn)電極帽的嚴(yán)重粘連，均具有良好的焊點(diǎn)一致性，但熱成型鋼HS1300T較雙相鋼DP590T更容易產(chǎn)生焊接飛濺；

（4）熱成型鋼HS1300T與雙相鋼DP590T相比，焊核壓痕深度更大，熔核內(nèi)部易形成縮孔。

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Weldability Analysis of Resistance Spot Welding of Hot-formed Steel and Dual-phase Steel for Automobiles

LIU Yingkai, SHEN Bo, PENG Xingyi, CHENG Meng

( SAIC General Motors Company Limited, Shanghai 201206, China )

In order to study the difference of welding properties between hot-formed steel and dual-phase steel for automobile, 1.5 mm hot-formed steel HS1300T and 1.5 mm dual-phase steel DP590T were respectively used for resistance welding with 1.9 mm cold-rolled steel plate CR1180T, and the weldability interval, weld consistency and macroscopic morphology of welds were studied. Studies have shown that dual-phase steels have a larger weldability current range than hot-formed steels. Continuous welding of 500 welds, hot-formed steel plate are more prone to spatter, and the weld numbers of spatter is 3.72 times that of duplex steel. Under the optimal welding parameters, the indentation depth of the hot-formed steel is deeper, which is 2.62 times that of the dual-phase steel and the hot-formed steel is easier to form shrinkage cavity. Under the same welding conditions, the weldability of dual-phase steel is better than that of hot-formed steel.

Hot-formed steel; Dual-phase steel; Resistance spot welding; Weldability

TG457.11

A

1671-7988(2023)03-154-05

10.16638/j.cnki.1671-7988.2023.03.029

劉營(yíng)凱（1993—），男，碩士，工程師，研究方向?yàn)榘总嚿黼娮椟c(diǎn)焊、SPR、FDS、激光焊等連接工藝和設(shè)備，E-mail:Yingkai_Liu@saic-gm.com。