热成形钢板与双相钢板焊点失效模式研究

聂 昕 陈焕焕

湖南大学汽车车身先进设计制造国家重点实验室，长沙，410082

0 引言

热成形钢板凭借其高强度、高硬度、质轻、成形能力强、回弹小等特点，能同时满足汽车轻量化和碰撞安全性能的要求，目前已经逐渐应用在汽车车身关键部位。但是热成形钢组织为全马氏体组织，其电阻点焊过程中物理冶金行为与普通高强钢相比差异较大，其焊接过程容易引发热影响区软化、飞溅等问题，焊点质量难以保证，为此国内外学者针对热成形钢板点焊性能进行了大量研究。林建平等[1]探索了B1500HS的点焊性能，就焊点的抗剪强度、宏观形貌以及显微组织进行了研究与分析，发现焊点基本不存在内部和外部缺陷，点焊性能良好。陈飞等[2]研究了焊接工艺参数对B1500HS熔核直径及焊点力学性能的影响，得到了最佳焊接工艺参数。此外，考虑到其他参数的影响，IGHODAROA等[3]比较了镀锌、镀铝硅热成形钢的焊点性能，研究发现镀层对吸能性有影响，但不影响拉剪强度。LIU等[4]研究了拉伸率对热成形钢焊点的影响，发现冷作硬化能提高拉剪强度，但失效能下降。还有研究人员采用有限元与实验相结合的方法，更加深入地研究热成形钢板点焊性能。郑文等[5]利用SORPAS软件，通过数值模拟定量揭示了热成形钢板点焊过程中温度场、熔核直径的变化规律，模拟结果与实测结果匹配良好。宇慧平等[6]采用ANSYS建模分析了熔核直径对焊点静态强度的影响。目前热成形钢板主要用于防撞安全性部件，这些零件必然要与其他钢种零件焊接，这就要求热成形钢板与其他钢种的焊接性良好。LIANG等[7]通过研究B1500HS和HSLA350焊接时焊点失效模式，得到了合适的焊接参数组合。THIBAUT等[8]研究了B1500HS和DP600焊接时焊点力学性能，发现正拉强度与熔核直径成线性关系。杜汉斌等[9]以B1500HS和DP780焊接时焊点为研究对象，通过对焊点的熔核特征、热影响区微观组织以及焊接缺陷分析，对点焊性能进行了评价。余海燕等[10]针对B1500HS和DP600的焊接设计了正交试验，发现焊接时间和焊接电流对拉剪强度影响显著。

目前针对热成形钢板和双相钢板焊点失效模式的研究较少，主要的研究工作还停留在工艺方面，即研究工艺参数对焊点力学性能、失效模式的影响。本文采用试验研究与理论分析相结合的方法，深入研究热成形钢板和双相钢板点焊失效模式，获得了异种不等厚钢板焊点的失效评价准则。

1 试验平台搭建

1.1 试验方案

为研究热成形钢板与双相钢板焊点失效模式，需选择具有代表性厚度的板材进行搭接。为保证焊点质量，首先使用仿真软件模拟得到焊接窗口，再预选合适的焊接参数。焊接参数选取后进行点焊试验，研究焊接参数对焊点质量的影响，同时进行焊点力学性能测试以研究焊点失效模式。根据拉剪试验，研究焊接参数对焊点拉剪强度的影响；结合金相观察和硬度测量，完善焊点失效机理，建立焊点力学模型，总结焊点失效准则。

电阻点焊设备选用DSP高频逆变悬挂直流点焊机，热输入稳定，能保证焊接稳定性和焊接质量。电极为直径16 mm、端面直径6 mm的锥面电极，材料为Cr-Zr-Cu。材料选择热成形钢板B1500HS和双相钢板B340/590DP。

1.2 焊接参数选取

考虑到热成形钢板具有高强度高硬度等特点，结合实际生产情况，在此设定电极压力恒定为4 kN，选定板料厚度、焊接电流及焊接时间作为试验因素。板料搭接组合如表1所示。

为选定合适的焊接电流及焊接时间，建立电阻点焊有限元模型并进行仿真计算，得到焊接电流和焊接时间窗口，如图1所示。

表1 基于板厚的板材搭接组合

图1 焊接窗口：焊接时间、焊接电流-熔核直径Fig.1 Welding lobe of welding time/weldin g current-diameter of welding nugget

仿真得到的焊接电流窗口狭窄，电流大于8 kA即有飞溅风险。在此设定焊接时间为单一变量，选取5种焊接规范，如表2所示。

表2 焊接规范

1.3 焊点性能试验

焊点性能试验过程中，飞溅现象始终存在，这是因为热成形钢板表面致密氧化膜的存在使得接触电阻增大，导致热输入量过大而产生飞溅[11]。试验结束后，采用万能试验机进行拉剪试验，拉剪试样尺寸如图2所示。

图2 拉剪试样尺寸Fig.2 Dimension of tensile shear test coupon

此外还需要对焊点进行线切割，观察微观组织并测量其硬度分布，如图3所示。

图3 试样硬度测量Fig.3 Vickers microhardness measurements

2 焊点力学性能分析

2.1 熔核直径

焊点试验结束后将板料沿过焊点中心的直线切割断面，随后将断面试片经镶嵌后进行研磨抛光，并用10%(体积分数)硝酸酒精溶液进行腐蚀，在金相显微镜下进行检测，测量焊点的焊核直径，检测结果如图4所示。

图4 熔核直径随焊接时间变化趋势Fig.4 Nugget diameter under different welding time

组合1熔核直径试验实测值与模拟仿真值对比如图5所示。可以发现无论是仿真模拟还是试验实测，焊核直径随焊接时间变化趋势大致相同。随着焊接时间的延长，热输入量变大，焊核直径也逐渐增大，当焊接时间增加到一定程度时，焊核直径增大的趋势变缓。

图5 组合1熔核直径试验实测与仿真模拟对比Fig.5 Comparison of nugget diameter betwee n measurement and simulation of composite 1

2.2 拉剪强度

不同焊接规范下得到的焊点拉剪强度如图6所示，随着焊接时间延长，热输入量变大，熔核直径增大，焊点的拉剪强度也随之增大。而当热输入量过大时，熔核区域过热，容易产生飞溅缩孔等焊接缺陷，反而降低了拉剪强度。

图6 拉剪强度随焊接时间变化趋势Fig.6 Tensile shear strength under differen t welding time

但是整体来看，当选择合适的焊接电流和焊接压力后，焊接时间对焊点拉剪强度的影响并不大。因此实际生产中建议采用强规范，即大电流短时间。

同时可以看出，根据组合的不同，拉剪强度大致分为两个数量级(组合1、2、3、5和组合4、6)，可以认为拉剪强度与最薄板的厚度密切相关，拉剪强度由薄板决定。

2.3 微观组织

进行异种不等厚钢板焊接时，考虑到母材的厚度及材质区别，熔核及其附近区域的组织及特征是评价其焊接性能的重要依据。

根据结晶形态及微观组织，可以将焊接区域分为四部分，依次为：熔核区域、B1500HS热影响区1、B1500HS热影响区2、B340/590DP热影响区，如图7所示。

熔核区在焊接过程中母材完全奥氏体化，快速冷却后形成板条马氏体组织(图7a)。热影响区因为焊接冷却速度较慢，奥氏体化后的组织转变成了细针马氏体和铁素体的双相组织(图7b，图7d)，不同的是，由于B1500HS热导率大，所形成的细针马氏体含量更多。另外在远离熔核的B1500HS侧热影响区2，马氏体组织发生了回火转变，同时有少量的粒状碳化物析出(图7c)。该软化区域强度较低，在拉剪过程时容易产生裂纹。

(a)熔核

(b)B1500HS热影响区1

(c)B1500HS热影响区2

(d)B340/590DP热影响区图7 焊点微观组织Fig.7 Microstructural characteristics of RSW

2.4 硬度分布

硬度分布情况如图8所示，B1500HS母材硬度为440 HV左右，B340/590DP母材硬度为200 HV左右，经过加热后冷却的熔核区域硬度比B1500HS更高，约为450 HV。同时可以看出热成形钢B1500HS热影响区明显比双相钢 B340/590DP热影响区宽，这是由于热成形钢的热导率、电阻率更大，传热速率更快，所以形成的热影响区范围更宽。

另外，热成形钢B1500HS侧热影响区出现了明显的软化与硬化区域，其硬度最高达到了500 HV，最低300 HV，参考图7微观组织图可知，软化是因为该区域存在回火马氏体和粒状碳化物，硬化是因为该区域存在致密的细针马氏体。相比之下，B340/590DP侧硬度分布平均，约为400 HV，最低250 HV。

图8 焊点硬度分布Fig.8 Hardness profiles of RSW

3 焊点失效模式分析

3.1 失效模式

拉剪试验后的焊点如图9所示，其失效模式通常可以分成界面断裂失效和熔核拔出失效。考虑到异种钢板焊接，后者又可分为B340/590DP侧熔核拔出失效和B1500HS侧熔核拔出失效。

图9 焊点拉剪失效模式Fig.9 Tensile shear failure modes of RSW

拉剪试验后的焊点失效模式如表3所示。可以看出随着焊接时间的延长，焊点失效模式从界面断裂向熔核拔出转变，其中组合6在规范3下发生了较大的飞溅，影响了失效模式。整体来看，焊接时间较短时焊点倾向于产生界面断裂，而在较宽的焊接时间区间内易产生熔核拔出。当焊接时间较短时，熔核直径小，更容易发生界面失效。

3.2 焊点受力分析

拉剪试验中焊点受力分析如图10所示，F为拉剪载荷。在拉伸的初始阶段，焊核主要受到平行于拉伸方向上的剪应力τ以及垂直于焊核方向上的拉应力σ(图10a)作用。随着拉剪载荷的增大，剪应力τ增大，同时板料因为屈服发生翘曲，导致焊核产生一定角度的转动，焊核周围由于应力集中，拉应力σ也随之增大(图10b)。当载荷继续增大时，板料在应力集中的作用下产生较大的缩颈，产生裂纹。随着裂纹向板料延伸，拉应力σ也逐渐增大(图10c)。

表3 焊点拉剪失效模式

注：失效模式中B340/590DP表示B340/590DP侧焊点拔出失效，B1500HS表示B1500HS侧焊点拔出失效。

(a)拉伸开始阶段

(b)发生翘曲变形

(c)缩颈并产生裂纹图10 拉剪载荷作用下焊点受力分析Fig.10 Force analysis of RSW under tensil e shear loads

因此发生焊点熔核拔出模式是由于熔核周边热影响区受到的拉应力σ达到极限值σmax，发生界面断裂模式是由于熔核界面的剪应力τ达到极限值τmax。

3.3 失效机理

当发生熔核拔出失效时，对比板厚不同的组合(组合2、3、5、6)可以发现，发生熔核拔出时失效部位都出现在薄板上，说明板厚对熔核拔出失效部位影响很大，这是由熔核偏移造成的。异种不等厚钢板焊接时熔核会向厚板或导电导热性差的一端偏移，熔核向厚板的偏移使得熔核更容易从薄板中拔出来。

当板厚相同时，对比组合1、4可以发现，失效部位多发生在B1500HS侧。熔核向导热性差的B340/590DP一侧偏移，使得熔核容易从B1500HS侧拔出。但是热影响区所受正拉力也会影响失效产生部位。一般情况下抗拉强度与硬度正相关，图8中B340/590DP热影响区最低硬度较B1500HS最低硬度小，故熔核更容易从B340/590DP侧被拔出。综合两种因素，从实际结果来看熔核偏移造成的影响更大，B1500HS侧熔核更容易拔出。

此外B1500HS屈服强度远大于B340/590DP屈服强度，拉剪过程中B340/590DP最先发生屈服，产生翘曲，抵消了部分应力集中，而B1500HS难以变形，在应力集中的作用下容易出现裂纹，同时B1500HS侧热影响区存在回火软化现象，使得B1500HS侧焊点更容易拔出。

3.4 失效准则

熔核直径是影响焊点失效模式的最主要因素，考虑到焊点发生熔核拔出失效时拉剪强度、吸能性比发生界面断裂时拉剪强度、吸能性高得多，因此多以发生熔核拔出的临界直径作为判断焊点是否合格的标准。目前焊点失效评价准则都是以熔核直径为评价标准，如表4所示。焊点受力模型如图11所示。

表4 失效评价准则

注：b为平均板厚。

图11 焊点受力模型Fig.11 Force model of RSW

焊点发生界面断裂时剪切力为

FIF=πd2τFZ/4

(1)

式中，τFZ为熔核所受的剪应力。

焊点发生熔核拔出时正拉力为

FPF=πdbNσHAZ

(2)

其中，σHAZ为热影响区所受的拉应力；bN为熔核厚度，在此假设压痕百分数为20%，故

bN=(1-20%)b=0.8b

(3)

焊点失效模式转换时，FIF=FPF，即

πd2τFZ/4=0.8πdbσHAZ

(4)

故焊点发生失效模式转换时的临界直径为

(5)

由TRESCA失效准则可知，材料所能承受的极限拉应力是极限剪应力的2倍，简化得到失效准则：

(6)

由图8可以发现，热成形钢侧热影响区与熔核最小硬度比为2∶3，双相钢侧热影响区与熔核最小硬度比为4∶9。故热成形钢为薄板或两者等厚时，失效准则为

dcr=4.27b

(7)

双相钢为薄板时，失效准则为

dcr=3.56b

(8)

对比图4和表3，参考式(7)、式(8)将计算得到的临界熔核直径与发生失效模式转化的实际直径对比，结果如表5所示。

表5 临界熔核直径对比

可以发现除组合3不满足要求外，其他基本符合要求，可以认为式(7)、式(8)中焊点失效准则能够准确地预测焊点发生熔核拔出的临界直径，得到合格焊点。

4 结论

(1)当选用合适的焊接电流和焊接压力后，焊接时间对焊点拉剪强度的影响不大，建议实际生产中采用强规范，即大电流、短时间，在保证焊点质量的同时还可提高生产效率。

(2)随着焊接时间延长，焊点失效模式由界面断裂失效向熔核拔出失效转变。

(3)不等厚异种钢板焊接时，熔核偏移对熔核拔出失效部位影响更大，薄板与厚板焊接时，熔核更容易从薄板拔出；板厚相同时，熔核更容易从热成形钢侧拔出。

(4)热成形钢和双相钢焊点失效准则为：当热成形钢为薄板或两者等厚时，焊点发生失效模式转换的临界直径dcr=4.27b(b为熔核直径)；双相钢为薄板时，dcr=3.56b。