靜音鋼板CO2氣體保護焊接工藝

王 剛，王 光，李 賀，魏元生，靳玉濤

（長城汽車股份有限公司技術中心河北省汽車工程技術研究中心，河北保定071000）

靜音鋼板CO2氣體保護焊接工藝

王 剛，王 光，李 賀，魏元生，靳玉濤

（長城汽車股份有限公司技術中心河北省汽車工程技術研究中心，河北保定071000）

以靜音鋼板為研究對象，基于實車裝配需求對靜音鋼板的CO2氣體保護焊接工藝進行研究和改善。通過對不同組合焊接試樣接頭拉伸強度及硬度和組織的檢測，進行預加焊點新工藝的可行性驗證，對比分析焊接工藝改進前后接頭強度及斷裂模式的差異。結果表明，靜音鋼板的結構特性是導致可焊性差和接頭強度穩定性差的主要原因；通過對靜音鋼板預加焊點新工藝的對策驗證，有效提升了靜音鋼板CO2氣體保護焊的有效性，改善了靜音鋼板底層焊接性能不良的問題，減少了接頭焊接不良問題發生概率。

靜音鋼板；CO2氣體保護焊接；拉伸試驗；新工藝；可行性分析

0 前言

靜音鋼板為具有“三明治”結構的復合鋼板，它由兩塊高強度面板和粘彈性中間阻尼層構成，中間阻尼層厚度25～50 μm。靜音鋼板有效集成了金屬材料的加工成形特性[1-4]和高分子材料的阻尼特性，是振動、噪聲場合替代金屬材料的理想環保產品[3-8]，其結構如圖1所示。

圖1 靜音鋼板結構示意

靜音鋼板的多功能兼容性使其在飛機、鐵路、汽車行業具有廣泛的應用前景[2，9]。汽車行業輕量化及安全/環保等高新技術的發展，在提高汽車動力性和燃油經濟性的同時，也帶來了車身振動增加和車內噪聲等級特別是低頻結構噪聲增高的劣勢。靜音鋼板作為實現零件高性能和系統減重的新材料，其車身零件的應用對提升車身舒適性和輕量化水平具有重要的應用價值和前景。因此針對靜音鋼板的應用分析和技術預研，對于助推其在汽車行業的應用具有顯著的現實價值。

1 靜音鋼板焊接工藝及驗證

靜音鋼板的車身目標應用零件（如前圍板和輪罩等）一般需進行焊裝工藝加工。針對靜音鋼板的主要焊接工藝——電阻點焊，國內主要OEM也進行了相關研究。金泉軍對靜音鋼板的電阻點焊性能研究得出，靜音鋼板可焊性良好，且接頭強度強韌性良好，通過相關實驗對點焊工藝參數進行了優化[10]。但車身零件除應用點焊外，還往往通過簡單有效的CO2氣體保護焊接（簡稱二保焊）進行局部加強。因此基于前期研究內容和車身裝配的實際工藝，以某廠家靜音鋼板為研究對象，以新工藝技術可行性為驗證目的，通過焊接試樣的拉伸試驗及接頭硬度和組織分析，開展靜音鋼板二保焊的工藝分析及新對策的驗證，為完善靜音鋼板焊接技術和促進其應用和推廣進行技術預研。

1.1 靜音鋼板焊接試樣材料信息

靜音鋼板焊接試樣規格見表1，其中靜音鋼板厚度為基板厚度。靜音鋼板厚度由兩層基板與中間阻尼層厚度構成，阻尼層厚度0.025～0.05 mm。

與表1對應的材料性能指標如表2所示，其中4＃為同牌號鋼板標準要求。

表1 焊接試樣規格信息

表2 焊接材料機械性能指標

1.2 靜音鋼板焊接工藝驗證

本次試驗靜音鋼板焊接試樣接頭形式為對接，通過二保焊焊接工藝分析，排查主要工藝問題和提出改善方法。通過對比新工藝（預加焊點+二保焊）與傳統工藝，分析新工藝的可行性和對焊接試樣變形特性的影響，評價有無焊點及其間距大小對焊接強度和斷裂模式的影響，并進行失效機理分析。焊接試樣制備在長城汽車試制部進行，電焊設備采用自適應移動式電焊機，焊接電流8.5 kA，電流增量20％。為保證二保焊焊接接頭質量的穩定性和一致性，減少熱變形對薄板試樣的影響，采用分段式對稱焊接，且每段焊道長度大于24 mm（焊接檢測試樣平行部分寬度為12 mm）。靜音鋼板二保焊試樣如圖2所示，圖2b中L為焊點中心的平均間距；預加點焊后靜音鋼板實物如圖3所示。

圖2 靜音鋼板焊接工藝示意

圖3 預加點焊后靜音鋼板

2 試驗結果和分析

2.1 拉伸試驗結果

焊接完成后以滿足實際工藝品質為目的，對焊接外觀質量進行目測評價，實現焊接工藝參數的優化。焊接試樣的拉伸檢測結果如表3所示，焊縫強韌性評價指標為最大載荷與斷裂位置。表3中“單層焊縫斷裂#”形式為試樣先在靜音鋼板底層基板焊縫處斷裂，隨著試驗的進行，試樣上層單獨塑性變形直至斷裂。通過不同搭配組合及不同材料規格試驗設定檢測，分析傳統二保焊工藝對靜音鋼板的適應性及存在的主要問題；然后開展預加焊點新工藝可行性驗證，闡述產生單層焊縫斷裂的機理和預加焊點的功效，總結靜音鋼板二保焊的關鍵影響因素。本次試驗在長城汽車股份有限公司試驗中心機械性能室進行，試驗標準為《GB/T 228.1-2010-金屬材料拉伸試驗第1部分：室溫試驗方法》。

表3 靜音鋼板焊接驗證試驗結果

2.2 拉伸實驗分析

2.2.1 未預加焊點接頭的強韌性分析

根據表3的試驗結果選取典型試樣進行變形規律特征分析，3＃試樣的載荷-位移曲線如圖4所示，試樣未預加焊點。由圖4可知，試樣在加載過程中主要經歷彈性變形、塑性變形階段直至斷裂，其最大載荷3.005 kN，斷裂位移約為30 mm，如1號、2號曲線；但3號、4號試樣在塑性變形階段，加載位移約為18 mm、12 mm時，載荷呈腰斬式臺階狀急劇下降，然后隨著位移的增大，載荷緩慢下降直至斷裂，最終斷裂位移約為20 mm。結合試驗現象可知，1號、2號試樣斷裂處為母材，3號、4號試樣隨著位移的增大試樣發生變形，當載荷達2.84 kN時，靜音鋼板底層焊縫發生斷裂，試樣載荷-位移曲線發生腰斬式下降，此時的載荷為試樣最大承受載荷；然后隨著位移的增大，試樣上層單獨承載直至斷裂，斷裂位置為靜音鋼板上層基板母材處。通過對比1號、2號兩條曲線可知，單層焊縫斷裂的發生及載荷的大小受底層焊縫實際焊接質量的影響。

針對相同試驗現象，選取6＃試樣進行分析，其載荷-位移曲線如圖5所示。雖然靜音鋼板厚度不同，但由曲線的變化規律可知3＃與6＃試樣變形機理基本相同；差異在于底層焊縫斷裂所處的曲線變形階段，3＃試樣單層焊縫斷裂處于塑性變形階段，6＃試樣1號、4號底層焊縫則于試樣彈性變形階段即發生斷裂，因此導致其最大載荷為2.167 kN，約為焊接質量良好的試樣最大載荷4.284 kN的50％。

圖4 3＃試樣載荷-位移曲線

圖5 6＃試樣載荷-位移曲線

由圖5中發生斷裂的1號、4號兩條曲線的變化規律可知，4號曲線的上層焊接斷裂位移約為30mm，與未發生單層斷裂的試樣斷裂位移相當。1號曲線斷裂位移接近20 mm；對比圖4中3號、4號曲線的斷裂位移約為20 mm可知，試樣最終斷裂位移受靜音鋼板厚度（單層基板厚度）和焊接質量綜合影響。

2.2.2 預加焊點對接頭強韌性的影響

由5＃試樣檢測結果可知，經二保焊新工藝改善后，靜音鋼板接頭強韌性穩定，無焊接接頭低強度問題產生，焊接有效性提高。選取5＃和6＃典型試樣對比分析，其載荷-位移曲線如圖6所示。兩種試樣載荷-位移曲線相同，最大載荷分別為4.307 kN和4.284 kN，且試樣斷裂位置均為母材，因此在實現焊接良好的前提下，是否預加焊點對焊縫強度無影響。

圖6 有無預加焊點試樣載荷-位移曲線

通過對比表3試驗結果并結合上述分析可得，預加焊點可有效地降低靜音鋼板二保焊焊接質量問題，提高焊接有效性，對接頭強度值無影響；同時焊點間的平均間距僅對焊接工藝參數有影響，對接頭強度無增強作用。由于受焊接設備和試驗次數等條件的影響，本研究未進行焊接工藝參數的優化分析，后期根據生產需求開展大樣本線上工藝參數的優化驗證。

2.2.3 焊接接頭可焊性分析

通過拉伸試驗結果分析可得靜音鋼板CO2氣體保護焊接接頭的強度和變化規律。由表3數據可得，3＃試樣和6＃未預加焊點試樣底層焊縫斷裂概率分別為50％和40％，本節將針對靜音鋼板不同搭配組合和不同規格焊接影響因素及新工藝的機理進行分析。圖7a為未預加焊點的SS+QS焊接接頭示意圖，圖7b為預加焊點的SS+QS焊接接頭示意圖。結合靜音鋼板的結構特征可知，未預加焊點的靜音鋼板在焊接開始階段，上層基板受熱與普通鋼板形成熔池，底層基板因中間阻尼層的隔熱作用受熱較少；隨著熱量輸入的增加，上下兩層基板熔化形成熔核，但阻尼層碳化后的雜質與缺陷易于在熔池結合面聚集[10]，在熔核底部形成堆積，導致焊縫缺陷多且不連續，影響焊接接頭的強韌特性，如圖8a所示。預加焊點后，中間阻尼層在焊點形成過程中被擠出，焊點部位雜質較少且實現了兩層基板的聯通，減少了二保焊過程中雜質和缺陷在熔池底部堆積概率，改善了焊接接頭的力學性能，提高了焊接工藝穩定性和一致性，如圖8b所示。這就是2＃/3＃試樣和5＃/6＃試樣在不同焊接工藝條件下出現不同拉伸斷裂模式的原因。

圖7 SS+QS焊接接頭模型

圖8 SS+QS拉伸斷裂接頭形貌

2.3 焊縫硬度及金相組織分析

結合拉伸試驗檢測結果選取存在質量問題的試樣進行硬度和金相組織的對比分析，2＃試樣檢測結果如表4所示。試驗依據《GB/T13298-91金屬顯微組織檢驗方法》和《GB/T4340.1-2009金屬材料維式硬度試驗第1部分：試驗方法》等工業標準。

表4 2＃試樣的硬度和金相檢測結果

2＃試樣的金相組織照片如圖9所示，與母材相比，熱影響區晶粒明顯增大，引起組織性能變脆，但伴隨焊接后熱影響區空冷少量滲碳體的析出，熱影響區硬度略有增加，焊縫熔核區珠光體的產生使其硬度顯著提高。通過檢測對比其他組試樣可知，試驗結果與2＃試驗基本相同，由此可知焊接新工藝（點焊預焊+CO2氣體保護焊接）對材料硬度和金相組織無特殊影響。

圖9 2＃試樣的金相組織照片

3 結論

（1）材料結構特性導致靜音鋼板CO2氣體保護焊接工藝與普通鋼板存在差異，造成其對接接頭強度穩定性差，且易出現接頭強度低的質量問題。

（2）靜音鋼板CO2氣體保護焊接新工藝（預加焊點+二保焊）可顯著提高焊接接頭的有效性，在原有生產條件下具有現實可行性。

（3）在靜音鋼板底層焊縫質量良好的前提下，預加焊點與否及焊點的平均間距大小對焊接接頭強度無影響。

[1]康永林，王琳，王波，等.減振鋼板基本成形性研究[J].塑性工程學報，2001，8（1）：47-50.

[2]宋志剛，孫衛和.層壓復合材料的工藝性能及使用性能[J].鍛壓技術，2007，32（1）：43-46.

[3]陳劼實，陳軍，黃元辰，等.樹脂復合減振鋼板法向黏結強度與擴孔性能的試驗研究[J].上海交通大學學報，2011，45（6）：920-923.

[4]王勇，陳軍，阮雪榆.夾層鋼板沖壓的成形機理與缺陷分析[J].塑性工程學報，2006，13（4）：49-53.

[5]陳磊，張立文，史從學，等.減振復合鋼板的成形性及其數值模擬研究進展[J].金屬成形工藝，2002（5）：43-45.

[6]毛小春，姚建新，翁思源.寶鋼減振復合鋼板[J].材料科學與工藝，2001，9（增刊）：776-779.

[7]黃勝，陳軍，李海波，等.加載速度和存放時間對樹脂復合減振板彎曲類回彈的影響規律[J].塑性工程學報，2010，17（5）：19-22.

[8]王勇，陳軍，唐炳濤，等.基于有限元模擬的樹脂復合減振鋼板拉深成形性能預測[J].上海交通大學學報，2007，41（10）：1586-1589.

[9]呂成，張國梁，張立文，等.高分子復合減振鋼板的研究及其應用進展[J].機械工程材料，2005，29（3）：4-6.

[10]金泉軍.靜音鋼板的焊接性能研究[J].電焊機，2011，41（9）：92-98.

Welding process of CO2arc welding of quiet steel

WANG Gang，WANG Guang，LI He，WEI Yuansheng，JIN Yutao
（R&D Center of Great Wall Motor Company，Automotive Engineering Technical Center of HeBei，Baoding 071000，China）

In this paper，the CO2arc welding ability of quiet steel has been studied，based on the requirement of assembly.Through the detection of mechanical and metallographic structure in different forms，the research reveals the welding feasibility of preresistance spot welding by comparison of joint strength and fracture mode between the primary process and improved process.The results show that the structure characteristic is the main factor to induce the weakness of the welding ability and poor stability of joint strength.The strategy of pre-resistance spot welding on the quiet steel improves the availability of CO2arc welding process and reduces the probability of the occurrence of unfavorable welding.

quiet steel；CO2arc welding；tensile test；new process；feasible analysis

TG444+.73

B

1001－2303（2016）12－0075-05

10.7512/j.issn.1001-2303.2016.12.16

獻

王剛，王光，李賀，等.靜音鋼板CO2氣體保護焊接工藝[J].電焊機，2016，46（12）：75-79.

2015-11-23；

2016-05-13

王剛（1983—），男，山東濱州人，碩士，工程師，主要從事車身新材料新工藝的研究工作。