高強(qiáng)鋼點(diǎn)焊熔合界面正向拉伸撕裂失效評(píng)價(jià)分析

金泉軍，高 明，呂玲芳，曾 泳

浙江吉利遠(yuǎn)程新能源商用車集團(tuán)有限公司，浙江 杭州 311228

0 前言

隨著全球能源與環(huán)境危機(jī)的日益加重，節(jié)能減排已成為當(dāng)代汽車設(shè)計(jì)和制造所面臨的重要課題［1-2］。研究表明，燃油消耗的50%是汽車自重引起的，減少車重成為降低燃油消耗的最有效措施［3-4］。目前各大主機(jī)廠廣泛應(yīng)用高強(qiáng)度鋼，但由于其含碳量較低及合金元素含量較高等特點(diǎn)，在進(jìn)行電阻點(diǎn)焊時(shí)，熔化的高溫奧氏體在快速冷卻（約2 000 ℃/s）形成熔核的過程中，其溫度變化曲線會(huì)直接穿越馬氏體相變臨界區(qū)域，熔核中會(huì)產(chǎn)生不同含量和分布的馬氏體［5-7］，易產(chǎn)生氣孔、裂紋及內(nèi)部殘余應(yīng)力分布不均等缺陷。因此，當(dāng)進(jìn)行焊點(diǎn)拉剪力學(xué)性能測(cè)試時(shí)，焊點(diǎn)失效模式除傳統(tǒng)的熔核剝離（Button Pullout）外，還將出現(xiàn)從熔核區(qū)界面撕裂（Interfacial Fracture）的模式［8-9］，傳統(tǒng)經(jīng)驗(yàn)公式將難以適用，無法保證在力學(xué)測(cè)試時(shí)獲得焊點(diǎn)撕裂失效模式。

焊點(diǎn)界面撕裂的力學(xué)性能因素表明［10］，當(dāng)熔核受拉剪力作用時(shí)，焊點(diǎn)的不同失效模式是由對(duì)應(yīng)失效區(qū)所能承受的極限應(yīng)力決定：發(fā)生焊點(diǎn)界面撕裂模式是由于熔核界面的拉應(yīng)力σ達(dá)到極限值σmax；發(fā)生焊點(diǎn)熔核剝離模式是由于熔核周邊熱影響區(qū)受到的剪應(yīng)力τ達(dá)到極限值τmax。而影響焊點(diǎn)力學(xué)性能的因素主要是焊點(diǎn)的熔核直徑、壓痕等形貌，因此，迫切需要建立新的熔核直徑理論評(píng)價(jià)模型來評(píng)價(jià)焊點(diǎn)界面撕裂問題。

本文針對(duì)焊點(diǎn)力學(xué)測(cè)試中采用的正向拉伸試驗(yàn)方式，對(duì)高強(qiáng)度鋼點(diǎn)焊焊點(diǎn)進(jìn)行力學(xué)建模分析，根據(jù)兩種不同失效模式（界面撕裂和熔核剝離）下焊點(diǎn)所能承受最大載荷來計(jì)算臨界熔核直徑，進(jìn)而獲得評(píng)價(jià)焊點(diǎn)失效模式的特征指標(biāo)，并通過正交試驗(yàn)方法對(duì)理論推導(dǎo)結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證。

1 焊點(diǎn)界面撕裂評(píng)價(jià)模型建立

1.1 不同失效模式時(shí)焊點(diǎn)受載分析

1.1.1 界面撕裂模式下的焊點(diǎn)受載

將焊點(diǎn)假設(shè)為圓柱體，如圖1所示。在進(jìn)行拉伸試驗(yàn)時(shí)，熔核區(qū)承受切向剪切應(yīng)力，假設(shè)熔核直徑為d（半徑為r），熔核區(qū)厚度為2t，所受的拉伸力為Ftension。在發(fā)生焊點(diǎn)界面撕裂模式時(shí)，由于熔核界面剪應(yīng)力τ達(dá)到最大承受極限τnuggetmax。此時(shí)假設(shè)熔核內(nèi)部組織均勻，純拉剪狀態(tài)焊點(diǎn)界面剪應(yīng)力分布為均勻分布，如圖2所示，圖中“×”表示應(yīng)力分布點(diǎn)。

圖1 熔核界面撕裂受力模型Fig.1 Stress model of interface tearing of molten nucleus

圖2 熔核界面撕裂剪應(yīng)力分布Fig.2 Distribution of tear shear stress at the interface of molten nucleus

圖中“×”的微分面積為：

式中x為從焊核中心到某處的距離。

則剪應(yīng)力τ是“×”的多項(xiàng)式函數(shù)：

式中R為界面失效熔核半徑；σnuggetmax為發(fā)生界面撕裂時(shí)，熔核界面所能承受的極限拉應(yīng)力。

熔核界面撕裂時(shí)，所能承受的拉伸力為

式中 其中Ftension為發(fā)生界面撕裂（Interfacial Frac‐ture）模式時(shí)，熔核所能承受的最大拉伸力。

1.1.2 熔核剝離模式下的焊點(diǎn)受載

熔核剝離模式下，整個(gè)熔核從母材中分離，失效位置為熔核周邊熱影響區(qū)，由于該區(qū)域承受的剪應(yīng)力達(dá)到所能承受的極限應(yīng)力，而最終導(dǎo)致失效。

此時(shí)焊點(diǎn)的受力模型如圖3所示，假設(shè)熔核厚度為2t，熔核失效處直徑為d，在拉剪力作用下，熔核失效區(qū)的邊緣圓周受到均勻的極限拉剪應(yīng)力（見圖4）。

圖3 焊點(diǎn)熔核剝離受力模型Fig.3 Stress model of button pull-out of spot-welded joint

圖4 焊點(diǎn)熔核剝離拉剪應(yīng)力分布Fig.4 Tensile and shear stress distribution of button pull-out of spotwelded joint

則位置θ處的微分面積為：

式中t為鋁合金厚度；r為剝離失效熔核半徑。

由于該位置的剪應(yīng)力為τmax，故該處的剪力微分為：

熔核剝離時(shí)，所能承受的最大剪力為

式中FPO為發(fā)生熔核剝離模式時(shí)，熔核所能承受的最大剪力；為發(fā)生熔核剝離時(shí)，熔核失效界面所能承受的極限剪應(yīng)力。

1.2 臨界失效模式熔核直徑計(jì)算模型

綜上所述，當(dāng)焊點(diǎn)發(fā)生臨界失效模式時(shí)，根據(jù)式（3）與式（6），熔核所能承受的拉力Ftension與FPO應(yīng)相等。

此時(shí)：

因發(fā)生界面撕裂時(shí)，失效在熔核區(qū)；而發(fā)生熔核剝離時(shí)，失效在熱影響區(qū)。故式（7）可轉(zhuǎn)化為：

式中dcr為臨界熔核直徑。

根據(jù)von Mises應(yīng)力失效準(zhǔn)則，材料所能承受的極限拉應(yīng)力為極限剪應(yīng)力的倍，故式（8）可轉(zhuǎn)化為：

由于在焊接壓力作用下，焊接熔核區(qū)域會(huì)出現(xiàn)一定的壓痕深度，因此考慮壓痕影響?？傻茫?/p>

式中I%為壓痕深度。根據(jù)HB5276—84、HB5282—84標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定：I%≤20%。

根據(jù)材料的極限拉應(yīng)力與維氏硬度的比例關(guān)系［11-12］為

式中C為常數(shù)；H為材料的維氏硬度。

則式（9）改為：

2 試驗(yàn)材料和方法

2.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)采用馬鋼生產(chǎn)的2.0 mm厚DP800鋼板材料，其化學(xué)成分如表1所示。從組織檢驗(yàn)結(jié)果可以看出，該鋼種顯微組織主要為馬氏體和鐵素體，通過SEM掃面電鏡可以看出在鐵素體晶界內(nèi)存在彌散分布的細(xì)小顆粒，可能是碳化物或者是馬奧島組織［13-14］，材料的力學(xué)性能如圖5所示。

圖5 DP800材料力學(xué)性能Fig.5 Mechanical properties of DP800 material

表1 DP800鋼板的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%）Table 1 Chemical compositions of DP800 steel （wt.%）

2.2 試驗(yàn)方法

根據(jù)文獻(xiàn)［15］將試驗(yàn)鋼板采用方盒沖壓形件，尺寸如圖6a所示。將沖壓后的拉伸試樣（見圖6b）在Bosch6000中頻點(diǎn)焊機(jī)設(shè)備上進(jìn)行焊接，其中額定工作電極壓力7 kN，額定焊接電流23 kA，輸出功率130 kW。由于點(diǎn)焊過程中的電流、時(shí)間（包括焊接時(shí)間和保持時(shí)間）、焊接壓力是影響焊點(diǎn)質(zhì)量的重要因素，因此，分析焊接時(shí)間、焊接電流、焊接壓力、保持時(shí)間四個(gè)因素對(duì)焊點(diǎn)界面撕裂程度的影響。使用L9（44）的正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)表，因素水平設(shè)置如表2所示，為4因素4水平。焊接后的試樣在WE230拉伸試驗(yàn)機(jī)上以2 mm/min的速度進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，以檢測(cè)焊后熔核失效模式。然后對(duì)其進(jìn)行切割、鑲嵌、打磨、拋光、腐蝕等工序，在顯微鏡下觀察熔核，并測(cè)量熔核直徑d。采用硬度儀HV-1000測(cè)量熔核區(qū)與熱影響區(qū)的維氏硬度。焊點(diǎn)拉伸后有兩種失效模式：界面撕裂模式和熔核剝離模式（見圖7）。以熔核直徑作為衡量焊點(diǎn)撕裂程度的指標(biāo)，在焊點(diǎn)無缺陷情況下，實(shí)際熔核直徑與臨界熔核直徑比值作為評(píng)判焊點(diǎn)強(qiáng)度的指標(biāo)，比值大于1為焊點(diǎn)熔核剝離失效，焊點(diǎn)抗拉強(qiáng)度滿足要求；反之比值小于1為焊點(diǎn)界面撕裂失效，焊點(diǎn)抗拉強(qiáng)度不滿足要求。

圖6 焊接試樣Fig.6 Welding sample

表2 DP800焊接參數(shù)Table 2 Parameters of DP800 welding process

圖7 焊點(diǎn)失效模式Fig.7 Welded joint failure mode

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)結(jié)果

試驗(yàn)共16組，每一組試驗(yàn)分別進(jìn)行4次焊接，并對(duì)焊后試片進(jìn)行正向拉伸檢測(cè)，測(cè)量焊后熔核直徑，取平均值進(jìn)行統(tǒng)計(jì)。然后計(jì)算各因素在各水平下的平均值與極差以及方差分析結(jié)果，結(jié)果如表3～表5所示。

表3 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方案及結(jié)果Table 3 Orthogonal test design scheme and results

表4 正交試驗(yàn)極差分析Table 4 Range analysis of orthogonal test

表5 正交試驗(yàn)方差分析Table 5 Variance analysis of orthogonal test

由于在試驗(yàn)中主要以實(shí)際的熔核直徑與理論熔核直徑比值作為評(píng)判焊點(diǎn)質(zhì)量的指標(biāo)。根據(jù)失效模式，明顯發(fā)現(xiàn)其臨界熔核直徑值為式（12）中n=3時(shí)與試驗(yàn)的失效模式過程較為吻合。通過極差分析可知，影響熔核直徑的關(guān)鍵因素依次為焊接電流、焊接時(shí)間、焊接壓力和保溫時(shí)間。使用方差顯著性分析，焊接電流的P=0.009 2，小于0.01，其他因素的P值均大于0.05，由此可知對(duì)焊點(diǎn)撕裂失效的關(guān)鍵因素為焊接電流，其他因素對(duì)焊點(diǎn)失效影響較小。較小的電流容易產(chǎn)生界面失效，主要原因是焊接熱量不足，無法形成足夠大的熔核直徑導(dǎo)致界面失效；然而隨著焊接電流的增加，熔合直徑增大到一定程度后會(huì)產(chǎn)生剝離失效。焊接時(shí)間、焊接壓力、保溫時(shí)間等工藝參數(shù)對(duì)焊點(diǎn)撕裂失效程度影響不明顯。

3.2 焊點(diǎn)熔核直徑結(jié)果分析

將測(cè)得熔核直徑d、正向拉伸強(qiáng)度進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，并參考式（3）、式（6）、式（12）計(jì)算出Ftension、FPO、dcr及直徑比μ=d/dcr1，結(jié)果如表6所示。

表6 DP800熔核強(qiáng)度相關(guān)參數(shù)值Table 6 Related parameter values of strength of DP800 nugget

分析測(cè)試結(jié)果發(fā)現(xiàn)，當(dāng)實(shí)測(cè)熔核直徑小于臨界熔核直徑（μ<1）時(shí)，如1～9組試樣，焊點(diǎn)發(fā)生明顯的界面撕裂模式；當(dāng)實(shí)測(cè)熔核直徑大于臨界熔核直徑（μ>1）時(shí)，如11～16組試樣，發(fā)生明顯的熔核剝離模式；當(dāng)實(shí)測(cè)熔核直徑與臨界熔核直徑相近（μ≈1）時(shí)，如10組試樣，發(fā)生臨界失效模式（從界面撕裂轉(zhuǎn)為熔合剝離），公式判斷結(jié)果與試驗(yàn)相符。由此可見，采用式（12）計(jì)算的臨界熔核直徑能夠準(zhǔn)確地評(píng)價(jià)焊點(diǎn)的不同失效模式。

若不考慮焊點(diǎn)壓痕的影響，按照式（1）～式（9）進(jìn)行計(jì)算發(fā)現(xiàn)：11～15組試樣的臨界熔核直徑均大于實(shí)測(cè)熔核直徑，基于失效評(píng)價(jià)模式，11～15組試樣焊點(diǎn)失效均為界面撕裂模式，但明顯與實(shí)際不符。因此，計(jì)算失效模式下的焊點(diǎn)臨界熔核直徑時(shí)，必須考慮壓痕的作用。同時(shí)若不考慮實(shí)際的焊核與母材的硬度值，會(huì)直接影響熔核直徑的結(jié)果。

4 結(jié)論

焊點(diǎn)失效的理論推導(dǎo)公式可以給生產(chǎn)工藝提供正確的評(píng)判依據(jù)，同時(shí)也可以作為整車在受力狀況下焊點(diǎn)失效一種評(píng)價(jià)方式。

（1）通過研究受力模型推導(dǎo)的熔核直徑發(fā)現(xiàn)，該臨界熔核直徑評(píng)價(jià)模型能夠有效評(píng)價(jià)焊點(diǎn)的失效模式，采用μ=d/dcr1可以對(duì)焊點(diǎn)失效模式進(jìn)行評(píng)價(jià)，μ<1焊點(diǎn)發(fā)生明顯的界面撕裂模式，μ>1發(fā)生明顯的熔核剝離模式。

（2）該臨界熔核直徑與母材維氏硬度、焊核維氏硬度以及壓痕深度有一定關(guān)系。與傳統(tǒng)經(jīng)驗(yàn)公式對(duì)比，采用理論公式可以明顯提高焊點(diǎn)質(zhì)量評(píng)價(jià)準(zhǔn)確性。

（3）使用正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)分析可知，焊接電流對(duì)高強(qiáng)度鋼點(diǎn)焊的熔核直徑影響最大，并對(duì)焊點(diǎn)撕裂程度也有較大的影響。