膠接點(diǎn)焊接頭拉伸聲發(fā)射信號(hào)分析及其損傷模型

趙君乾 曾 凱 刑保英 王凱偉 易金權(quán)

（昆明理工大學(xué)，機(jī)電工程學(xué)院，云南省先進(jìn)裝備智能制造技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，昆明 650500）

0 引言

汽車(chē)輕量化是當(dāng)今汽車(chē)制造業(yè)關(guān)注的熱點(diǎn)，而高強(qiáng)鋼已成為一種汽車(chē)輕量化廣泛使用的材料。膠接點(diǎn)焊是一種將膠接和點(diǎn)焊技術(shù)相結(jié)合的復(fù)合連接技術(shù)，其連接節(jié)點(diǎn)具有膠接和點(diǎn)焊的結(jié)構(gòu)特征，既改善了接頭的應(yīng)力集中又提升了疲勞性能，在汽車(chē)制造領(lǐng)域得到了廣泛的應(yīng)用［1-2］。

聲發(fā)射技術(shù)是利用材料內(nèi)部損傷釋放應(yīng)力波這一物理效應(yīng)來(lái)實(shí)現(xiàn)對(duì)材料的無(wú)損檢測(cè)。目前，聲發(fā)射技術(shù)在焊接領(lǐng)域已經(jīng)得到了廣泛的應(yīng)用。劉同成等［3］針對(duì)5052 鋁合金板材進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，借助ARAMIS 應(yīng)變測(cè)量系統(tǒng)和聲發(fā)射信號(hào)采集系統(tǒng)分析了板材拉伸過(guò)程的演變規(guī)律。張穎等［4］結(jié)合聲發(fā)射試驗(yàn)與ABAQUS 有限元仿真進(jìn)行Q345試件的損傷分析，發(fā)現(xiàn)聲發(fā)射累積撞擊計(jì)數(shù)能夠很好的反映拉伸過(guò)程的不同損傷階段。周偉等［5］研究了單搭長(zhǎng)度對(duì)膠焊接頭損傷聲發(fā)射信號(hào)的影響，結(jié)果表明，隨著搭接長(zhǎng)度的增加接頭的邊緣應(yīng)力集中越明顯，導(dǎo)致聲發(fā)射信號(hào)增多，累計(jì)的撞擊計(jì)數(shù)增加。益小蘇［6］對(duì)不同黏接劑的膠接接頭進(jìn)行微損傷聲發(fā)射研究，給出了微損傷的特征值，同時(shí)提出了膠接接頭的強(qiáng)度設(shè)計(jì)準(zhǔn)則。DROUBI等［7］利用聲發(fā)射技術(shù)對(duì)不同焊接缺陷試樣進(jìn)行檢測(cè)，發(fā)現(xiàn)通過(guò)聲發(fā)射特征參數(shù)的能量、峰值和均方根值能夠識(shí)別碳鋼的焊接缺陷。羅怡等［8-11］基于結(jié)構(gòu)負(fù)載聲發(fā)射信號(hào)研究電阻點(diǎn)焊過(guò)程的熔核形核信號(hào)的時(shí)頻表征，發(fā)現(xiàn)聲發(fā)射信號(hào)可實(shí)現(xiàn)對(duì)電阻點(diǎn)焊熔核形核過(guò)程進(jìn)行在線監(jiān)測(cè)，評(píng)估焊接飛濺的主導(dǎo)因素及飛濺的能量當(dāng)量，為研究熔滴過(guò)渡模式探索了可行途徑。HERBELOT等［12］利用聲發(fā)射事件的能量對(duì)FSW接頭拉伸過(guò)程進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)聲發(fā)射信號(hào)能夠確定試件損傷特征。綜上所述，國(guó)內(nèi)外學(xué)者已將聲發(fā)射技術(shù)應(yīng)用于板材拉伸、焊接過(guò)程及損傷判定等方面，但鮮有利用聲發(fā)射技術(shù)研究膠接點(diǎn)焊拉伸過(guò)程以探究其斷裂過(guò)程的報(bào)道。

本文采集膠接點(diǎn)焊接頭拉伸過(guò)程的聲發(fā)射信號(hào)，利用小波包對(duì)信號(hào)進(jìn)行分析處理得到拉伸各階段的聲發(fā)射信號(hào)時(shí)頻域特征，同時(shí)與點(diǎn)焊接頭和粘接接頭信號(hào)特征進(jìn)行對(duì)比，對(duì)膠層失效和焊核拔出失效進(jìn)行了區(qū)分，利用累計(jì)撞擊計(jì)數(shù)建立接頭的損傷模型，最后結(jié)合撞擊計(jì)數(shù)歷程圖對(duì)焊核失效部位微觀形貌進(jìn)行了分析。

1 試驗(yàn)

1.1 接頭制備及試驗(yàn)參數(shù)的獲取

試件的材料為DP780 雙相鋼，黏接劑為環(huán)氧樹(shù)脂（DP460）。試件的尺寸為110 mm×25 mm×1.2 mm，單搭接頭試樣尺寸為25 mm×25 mm。試件及搭接尺寸如圖1所示。試件焊接前先用砂紙對(duì)焊接面進(jìn)行打磨，再用酒精去除焊接面的污漬，然后將膠層均勻地涂抹于焊接面，通過(guò)夾具將膠層的厚度控制為0.2 mm。采用中頻逆變式直流點(diǎn)焊機(jī)對(duì)試件進(jìn)行點(diǎn)焊，然后將試件放入恒溫箱固化24 h。

圖1 試件的尺寸及拉伸示意圖Fig.1 The size and tensile diagram of the specimen

采用MTS 電液伺服材料試驗(yàn)機(jī)對(duì)三種試件進(jìn)行拉剪試驗(yàn)，拉伸速率設(shè)置為5 mm/min。為減小在拉伸過(guò)程中產(chǎn)生的附加扭矩，分別在試件的兩端粘貼規(guī)格為25 mm×25 mm×1.2 mm 的墊片。聲發(fā)射信號(hào)采集系統(tǒng)主要構(gòu)成為PCI-2 數(shù)據(jù)采集卡、AEwin 前置放大器、R15α 聲發(fā)射傳感器、計(jì)算機(jī)、聲發(fā)射數(shù)據(jù)采集分析軟件。根據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)以及預(yù)試驗(yàn)結(jié)果設(shè)定峰值鑒別時(shí)間（PDT）0.2 ms、撞擊鑒別時(shí)間（HDT）0.8 ms、撞擊閉鎖時(shí)間（HLT）1 ms、采樣率頻率1 MHz，信號(hào)采集觸發(fā)門(mén)檻值80 dB。在拉伸時(shí)兩個(gè)傳感器固定于距焊核等距離處，同時(shí)傳感器與試件之間添加耦合劑以降低聲發(fā)射信號(hào)的損失。

1.2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

采用中心組合試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法BBD（Box-Behnken Design）進(jìn)行試驗(yàn)設(shè)計(jì)。BBD 試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法通過(guò)選取不同的因素和不同的水平編排試驗(yàn)，以多元非線性回歸方程對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合以達(dá)到尋優(yōu)的目的［13］。本文以膠接點(diǎn)焊接頭的失效載荷、熔核直徑和能量吸收值為目標(biāo)量，以焊接電流、焊接時(shí)間、電極壓力三因素為工藝參數(shù)建立回歸模型，如表1所示。為避免偶然誤差，每組焊接參數(shù)下進(jìn)行三次膠接點(diǎn)焊試驗(yàn)。同時(shí)采用失效模式為焊核拔出的膠接點(diǎn)焊試件的焊接參數(shù)作為輸入?yún)?shù)進(jìn)行點(diǎn)焊試驗(yàn)制備點(diǎn)焊試件，并制備了2組粘接試件。

表1 因素范圍及水平表Tab.1 Factor levels of welding parameters

2 結(jié)果分析

2.1 接頭聲發(fā)射信號(hào)時(shí)頻域特征

使用小波包對(duì)三種試件拉伸過(guò)程采集到的聲發(fā)射信號(hào)進(jìn)行處理，采用dB4小波基進(jìn)行4層分解后按頻率大小進(jìn)行重構(gòu)，同時(shí)對(duì)信號(hào)歸一化能量進(jìn)行分析。小波包分解4 層后共有16 個(gè)頻帶，每個(gè)頻帶的帶寬是31.25 kHz，如表2所示。對(duì)于膠接點(diǎn)焊和點(diǎn)焊試件，本文只分析了失效模式為焊核拔出的接頭的聲發(fā)射信號(hào)。

表2 頻率層對(duì)應(yīng)頻率分布Tab.2 The frequency distribution of the frequency bands

在拉伸過(guò)程中，膠接點(diǎn)焊接頭開(kāi)始主要由膠層承載，膠層失效后由焊核單獨(dú)承載，點(diǎn)焊接頭由焊核承載，粘接接頭由膠層承載。在彈性階段接頭都沒(méi)有聲發(fā)射信號(hào)出現(xiàn)，這是由于在彈性階段當(dāng)載荷去除后試件的變形可以恢復(fù)，因此沒(méi)有應(yīng)變能的釋放，也就沒(méi)有聲發(fā)射信號(hào)的產(chǎn)生。隨著載荷的增加，試件產(chǎn)生塑性變形進(jìn)入屈服階段，開(kāi)始接收到聲發(fā)射信號(hào)。在屈服階段，膠焊接頭的聲發(fā)射信號(hào)頻率主要集中在218.75～250 kHz（對(duì)應(yīng)第8頻率層，下同），點(diǎn)焊接頭的聲發(fā)射信號(hào)頻率主要集中在93.75～187.5 kHz（4～6），粘接接頭的聲發(fā)射信號(hào)頻率主要集中在125～218.75 kHz（5～7），如圖2所示。此時(shí)，膠焊接頭和粘接接頭都是由膠層承載，但二者信號(hào)頻率差異較大，這是膠焊接頭在焊接時(shí)膠層氣化破壞了膠層結(jié)構(gòu)導(dǎo)致的。當(dāng)進(jìn)入強(qiáng)化階段時(shí)，此時(shí)試件內(nèi)部晶體滑移阻塞嚴(yán)重，聲發(fā)射信號(hào)數(shù)量稀少。

圖2 三種接頭屈服階段能量分布圖Fig.2 Energy distribution diagrams of three kinds of joints at yield stage

如圖3所示，對(duì)比膠焊接頭和粘接接頭膠層失效瞬間能量分布圖可以看出二者聲發(fā)射信號(hào)在0～62.5 kHz（1～2）都具有較高的能量占比，這說(shuō)明膠層失效時(shí)頻率主要集中在這一頻段，但膠接點(diǎn)焊在第8、9頻段也具有較高的能量占比，這是由于膠層失效瞬間焊核受到載荷作用，其內(nèi)部的一部分應(yīng)變能得到了釋放。

圖3 三種接頭失效時(shí)域圖及能量分布圖Fig.3 Time domain diagrams and energy distribution diagrams of three kinds of joint at the failure moment

從圖3可以看出膠焊接頭與點(diǎn)焊接頭二者聲發(fā)射信號(hào)在31.25～218.75 kHz（2～7）都具有較高的能量占比，而點(diǎn)焊接頭聲發(fā)射信號(hào)在218.75～281.25 kHz（8～9）的能量占比要高于膠焊接頭，這與膠焊接頭和粘接接頭膠層失效時(shí)的差異頻段（8～9）一致，這也印證了膠層失效時(shí)焊核受損這一說(shuō)法。焊核失效時(shí)其聲發(fā)射信號(hào)頻率主要集中在31.25～281.25 kHz（2～9）。

2.2 接頭損傷模型的建立

損傷模型的建立可以評(píng)估試件的損傷狀態(tài)進(jìn)而判斷試件的安全狀況。為了更好地描述試件地?fù)p傷狀態(tài)則需要引入損傷變量，損傷變量需要有明確的物理意義來(lái)反映試件微觀結(jié)構(gòu)的損傷同時(shí)要便于測(cè)量和計(jì)算分析，聲發(fā)射特征參數(shù)剛好滿足要求。評(píng)定時(shí)常用損傷因子D代表材料的受損程度，用公式D=N/N0表示，N0為到達(dá)最大失效載荷時(shí)的累積撞擊計(jì)數(shù)，N為某一時(shí)刻對(duì)應(yīng)載荷下的累積撞擊計(jì)數(shù)。當(dāng)D=0 時(shí)表明試件無(wú)損傷，D=1 時(shí)表明試件嚴(yán)重受損。經(jīng)過(guò)多次擬合發(fā)現(xiàn)Gaussian 函數(shù)擬合結(jié)果與試驗(yàn)值更相近，因此采用Gaussian 函數(shù)對(duì)累計(jì)撞擊計(jì)數(shù)和失效載荷進(jìn)行擬合，擬合公式如式（1）和式（2）所示，式中x為試件拉伸過(guò)程中所受載荷值，a、b、c為常數(shù)，與試件的受力狀態(tài)和材料有關(guān)。擬合結(jié)果如表3所示，其中Z、DH、JH分別代表粘接接頭、點(diǎn)焊接頭和膠焊接頭。

表3 三種接頭的Gaussian函數(shù)擬合結(jié)果Tab.3 Gaussian function fitting results of three kinds of joints

隨機(jī)選取一個(gè)模型進(jìn)行驗(yàn)證。由上述推導(dǎo)可以得出膠接點(diǎn)焊接頭JH1-2的損傷模型，制備試件的工藝參數(shù)和拉伸過(guò)程的試驗(yàn)條件不變，計(jì)算試件不同載荷下累積撞擊計(jì)數(shù)進(jìn)而得出損傷因子，試驗(yàn)中對(duì)應(yīng)的載荷分別是11.3 kN，12 kN，12.8 kN，13.8 kN，16.4 kN，結(jié)果如表4所示。從表中可以看出擬合的損傷因子與試驗(yàn)計(jì)算的結(jié)果誤差較小，說(shuō)明用累計(jì)撞擊計(jì)數(shù)建立的損傷模型能夠較好地表征試件的損傷程度。

表4 膠焊試件的損傷因子D的試驗(yàn)值與擬合值Tab.4 Test values and fitting values of damage factor D of weld-bonding

2.3 焊核失效部位微觀形貌分析

圖4分別為膠焊接頭、點(diǎn)焊接頭的撞擊計(jì)數(shù)歷程圖和焊核失效部位斷口圖。從斷口圖中可以看出兩種接頭在焊核失效部位都存在著大量大小不一的韌窩。韌窩的形成主要是由于材料內(nèi)部空洞的長(zhǎng)大、集聚。在焊核受載初始階段，材料內(nèi)部分離形成微空洞。隨著載荷的加大，晶體開(kāi)始滑移，此時(shí)有少量聲發(fā)射信號(hào)發(fā)出。在載荷不斷加大并接近試件抗拉極限的過(guò)程中，大量微空洞之間的基體被撕裂從而使微空洞相連形成大的空洞，這也是韌窩形成的基礎(chǔ)，整個(gè)過(guò)程聲發(fā)射信號(hào)也較為豐富。當(dāng)載荷達(dá)到試件抗拉極限時(shí)，此時(shí)大量空洞已經(jīng)形成，此時(shí)內(nèi)部晶體滑移阻塞已十分嚴(yán)重，在載荷的作用下空洞之間的基體發(fā)生頸縮，載荷到達(dá)峰值時(shí)所有空洞之間的基體在一瞬間被拉斷，形成圖中所示的韌窩狀斷口，晶體之間的大量應(yīng)變能也得到了釋放，聲發(fā)射信號(hào)也最為豐富。

圖4 撞擊計(jì)數(shù)歷程圖及焊核失效部位斷口圖Fig.4 Hits history diagrams and nugget failure fracture morphologyies of two kinds of joints

從點(diǎn)焊撞擊計(jì)數(shù)歷程圖也可以看出，在拉伸開(kāi)始一段時(shí)間后，出現(xiàn)了大量的撞擊計(jì)數(shù)。焊核失效時(shí)，撞擊計(jì)數(shù)值達(dá)到最大，而在拉伸開(kāi)始階段以及焊核失效前基本無(wú)撞擊計(jì)數(shù)，這也與韌窩狀斷口形成過(guò)程分析一致。

3 結(jié)論

（1）拉伸過(guò)程中，在屈服階段和斷裂階段聲發(fā)射信號(hào)較為豐富，在屈服階段點(diǎn)焊接頭的聲發(fā)射信號(hào)頻率主要集中在93.75～187.5 kHz，膠焊接頭的聲發(fā)射信號(hào)頻率主要集中在218.75～250 kHz，粘接接頭的聲發(fā)射信號(hào)頻率主要集中在125～218.75 kHz，造成膠焊接頭和粘接接頭頻率差異的原因是膠焊接頭焊接過(guò)程膠層氣化導(dǎo)致膠層結(jié)構(gòu)被破壞。

（2）膠層失效時(shí)其聲發(fā)射信號(hào)頻率主要集中在0～62.5 kHz，焊核拔出失效時(shí)其聲發(fā)射信號(hào)頻率主要集中在31.25～281.25 kHz，因此可以從失效時(shí)的聲發(fā)射信號(hào)頻率對(duì)膠層失效和焊核拔出失效進(jìn)行區(qū)分。

（3）通過(guò)Gaussian 函數(shù)建立的累計(jì)撞擊計(jì)數(shù)和載荷損傷模型經(jīng)試驗(yàn)驗(yàn)證誤差在10%以內(nèi)，可以較好地表征試件的損傷狀態(tài)。