DP590高強(qiáng)鋼雙脈沖膠接點(diǎn)焊的工藝研究

易金權(quán)，曾 凱，丁燕芳，何曉聰，邢保英，翟停停

(昆明理工大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，昆明650500)

高強(qiáng)鋼具有高的抗拉強(qiáng)度、良好的延展性以及成型性能好等特點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于汽車制造領(lǐng)域，是實(shí)現(xiàn)汽車輕量化技術(shù)的主要選材之一［1－3］.膠接點(diǎn)焊技術(shù)是一種將膠接和點(diǎn)焊相結(jié)合的復(fù)合連接技術(shù)，在汽車生產(chǎn)中的應(yīng)用也日益增加，膠接點(diǎn)焊質(zhì)量的好壞直接影響車身的強(qiáng)度［4－6］，因此，研究膠接點(diǎn)焊工藝具有重要價(jià)值.

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)單脈沖和多脈沖點(diǎn)焊進(jìn)行了廣泛研究，對(duì)比分析單脈沖和多脈沖點(diǎn)焊接頭的力學(xué)性能、金相組織、顯微硬度等.Zhang等［7］對(duì)DP780高強(qiáng)鋼膠接點(diǎn)焊接頭與點(diǎn)焊接頭的力學(xué)性能和顯微組織進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果表明在小電流情況下，膠接點(diǎn)焊的焊點(diǎn)拉剪力和能量吸收值均高于點(diǎn)焊.李慈等［8］針對(duì)不同板厚的車用 DP600和DC54D異種鋼，開(kāi)展了電阻點(diǎn)焊和電阻膠接點(diǎn)焊試驗(yàn)，結(jié)果表明涂膠的焊接接頭可以得到優(yōu)異的焊接性能，且未涂膠與涂膠接頭斷裂均發(fā)生在DC54D側(cè).羅震等［9］針對(duì)AISI420馬氏體不銹鋼焊后接頭的脆性問(wèn)題，研究了回火脈沖對(duì)電阻點(diǎn)焊接頭力學(xué)性能的影響，結(jié)果表明回火脈沖工藝能夠明顯提高接頭的韌性和強(qiáng)度.楊思乾等［10］關(guān)于多脈沖電流與磁控制點(diǎn)縫焊技術(shù)及其現(xiàn)狀的研究發(fā)現(xiàn)，多脈沖點(diǎn)焊能夠有效消除焊點(diǎn)應(yīng)力、改善組織性能、消除焊接缺陷等.劉興全等［11］研究多脈沖電阻點(diǎn)焊對(duì)鍍鋅高強(qiáng)汽車板組織性能的影響，發(fā)現(xiàn)多脈沖點(diǎn)焊相對(duì)于單脈沖點(diǎn)焊焊接窗口更大、焊點(diǎn)直徑更大、能減少裂紋、氣孔等缺陷的產(chǎn)生.華昊等［12］研究電阻點(diǎn)焊單脈沖和多脈沖兩種電流模式對(duì)AA5182鋁合金的影響，結(jié)果表明多脈沖有更寬的工藝窗口，但在金相裂紋、電極壽命等方面比單脈沖的差.Wang等［13］研究了多脈沖回火工藝對(duì)DP590電阻點(diǎn)焊的影響，研究發(fā)現(xiàn)多脈沖比單脈沖點(diǎn)焊在熔核區(qū)硬度值更低、有更好的機(jī)械性能.多脈沖點(diǎn)焊比單脈沖點(diǎn)焊焊接窗口更大，有更少的飛濺、缺陷產(chǎn)生，焊核成形效果更好，能有效提高接頭的力學(xué)性能.已有研究表明，膠接點(diǎn)焊相比點(diǎn)焊更易產(chǎn)生飛濺和缺陷［14－16］，然而膠接點(diǎn)焊通常采用一次電流，采用二次電流進(jìn)行膠接點(diǎn)焊的相關(guān)研究鮮有報(bào)道.

本文設(shè)計(jì)了雙脈沖直流點(diǎn)焊波形，針對(duì)DP590高強(qiáng)鋼，開(kāi)展膠接點(diǎn)焊工藝試驗(yàn)研究，辨析焊接工藝參數(shù)對(duì)膠接點(diǎn)焊接頭質(zhì)量的影響，并對(duì)比分析單脈沖膠接點(diǎn)焊與雙脈沖膠接點(diǎn)焊接頭的組織與力學(xué)性能.

1 試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)材料及設(shè)備

用于膠接點(diǎn)焊的試驗(yàn)材料為DP590雙相鋼薄板，試件尺寸為110 mm×25 mm ×1.5 mm，其力學(xué)性能如表1所示，化學(xué)成分見(jiàn)表2.膠接點(diǎn)焊工藝選用的膠為DP460環(huán)氧樹脂膠，試件的尺寸及搭接長(zhǎng)度如圖1所示.

表1 DP590的拉伸性能Table 1 Tensile properties of DP590 dual-phase steel

表2 材料化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)Table 2 Chemical compositions of sheet materials(wt.%)

圖1 膠接點(diǎn)焊試件幾何尺寸Fig.1 Geometry of the weld-bonded joints

本試驗(yàn)使用的連接設(shè)備是中頻逆變直流點(diǎn)焊機(jī)，采用球面電極，電極頭端面直徑6 mm，曲率半徑10 mm，電極材料為鉻鎬銅.焊接前首先用砂紙對(duì)試件焊接面進(jìn)行打磨，并用酒精溶液擦拭去除表面的油污;然后在試件焊接面涂膠，用專用夾具控制膠層的厚度，其膠層控制原理圖如圖2所示;而后采用中頻逆變直流點(diǎn)焊機(jī)，對(duì)涂膠后的試件進(jìn)行單脈沖或雙脈沖電阻點(diǎn)焊;最后將試件放入恒溫箱中使膠層固化.

圖2 膠層控制原理圖Fig.2 Schematic diagram of thickness control of adhesive layer

1.2 雙脈沖膠接點(diǎn)焊正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

本文研究的雙脈沖膠接點(diǎn)焊工藝，是在兩個(gè)脈沖電流之間加入脈沖間隔時(shí)間，其雙脈沖波形圖如圖3所示，一次電流I1為10～12 kA，二次電流I2為12 kA，一次電流時(shí)間t1為40～80 ms，脈沖間隔時(shí)間t2為40～80 ms，二次電流時(shí)間t3為60 ms，恒定電極壓力Fw為0.3 MPa

圖3 雙脈沖膠接點(diǎn)焊脈沖波形Fig.3 Pulse waveform of double pulse welding

由于雙脈沖工藝參數(shù)多，為減少試驗(yàn)變量，在前期試驗(yàn)基礎(chǔ)上，先選定第2次脈沖波形的焊接時(shí)間60 ms、焊接電流12 kA和電極壓力0.3 MPa，然后只考慮一次電流、一次電流時(shí)間和脈沖間隔時(shí)間3個(gè)變量，按照L9(34)型正交表進(jìn)行正交試驗(yàn)，共需9次試驗(yàn)，為減少膠接點(diǎn)焊工藝涂膠過(guò)程中的誤差，對(duì)每組參數(shù)下選取7個(gè)試件進(jìn)行拉剪試驗(yàn).并對(duì)9組膠接點(diǎn)焊接頭的平均抗剪強(qiáng)度進(jìn)行極差分析，以判斷影響接頭抗剪強(qiáng)度的主次關(guān)系，得出最優(yōu)工藝參數(shù).采用正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)，因素水平表的試驗(yàn)數(shù)據(jù)如表3所示.

表3 工藝參數(shù)因素水平表Table 3 Factor levels of welding parameters

1.3 拉剪試驗(yàn)

利用MTS電液伺服材料試驗(yàn)機(jī)對(duì)焊接好的試件進(jìn)行拉伸剪切試驗(yàn)，為保證拉剪試驗(yàn)中試件不產(chǎn)生附加扭矩，需要在試件兩端分別粘貼25 mm×25 mm×1.5 mm的墊片，使試件夾持兩端的厚度一致.設(shè)置拉伸速率為20 mm/min，對(duì)每組參數(shù)下的7個(gè)試件進(jìn)行重復(fù)性拉剪試驗(yàn).

1.4 金相組織及顯微硬度試驗(yàn)

采用手鋸的方式沿膠接點(diǎn)焊接頭熔核中心線切取試樣，然后，經(jīng)鑲嵌、磨光、拋光、清洗、烘干后，再用4%的硝酸酒精溶液腐蝕試件，獲得金相試件，采用ECLIPSE－MA200倒置金相顯微鏡觀察膠接點(diǎn)焊接頭的金相組織.使用MVC－1000A1顯微硬度計(jì)，每隔0.4 mm測(cè)量1個(gè)點(diǎn)，測(cè)試載荷300 g，保壓時(shí)間為10 s，沿著金相試件接頭對(duì)角線方向測(cè)量母材區(qū)、熱影響區(qū)和熔核區(qū)的維氏硬度.

2 結(jié)果及分析

2.1 雙脈沖膠接點(diǎn)焊的極差分析

一次電流、一次電流時(shí)間、脈沖間隔時(shí)間3個(gè)因素的正交試驗(yàn)結(jié)果如表4所示.根據(jù)極差數(shù)值的大小，可以看出各個(gè)因素對(duì)試驗(yàn)結(jié)果影響程度，一次電流這一系列極差為1 578.02，是3個(gè)因素中最大的，由此得出一次電流對(duì)接頭抗剪強(qiáng)度影響最大，脈沖間隔時(shí)間對(duì)接頭抗剪強(qiáng)度影響最小.分析極差Ri，可以得出因素A中取A3比取A1、A2平均抗剪強(qiáng)度都要高;因素B中取B3比B1、B2平均抗剪強(qiáng)度要高;因素C中取C1比C2、C3平均抗剪強(qiáng)度要高.綜合得出最優(yōu)工藝參數(shù)為A3、B3、C1，即焊接電流為 12.0 kA，焊接時(shí)間為80 ms，脈沖間隔時(shí)間為40 ms.

從極差分析表中所得到的膠接點(diǎn)焊接頭最優(yōu)工藝參數(shù)是正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)表中沒(méi)有的，因此，對(duì)工藝參數(shù):一次焊接時(shí)間 80 ms，一次焊接電流12.0 kA，脈沖間隔時(shí)間 40 ms，二次焊接時(shí)間60 ms，二次焊接電流 12.0 kA，電極壓力 0.3 MPa進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證，發(fā)現(xiàn)焊接沒(méi)有飛濺產(chǎn)生，平均抗剪強(qiáng)度為9 921.67 N，高于正交試驗(yàn)中的平均抗剪強(qiáng)度.在此參數(shù)基礎(chǔ)上，繼續(xù)提高或降低焊接工藝參數(shù)，如增加一次焊接電流、焊接時(shí)間或減少脈沖間隔時(shí)間，發(fā)現(xiàn)均有焊接飛濺的產(chǎn)生，因此，確定該焊接參數(shù)為雙脈沖膠接點(diǎn)焊的最優(yōu)工藝參數(shù);由前期的正交試驗(yàn)，并通過(guò)極差分析和方差分析，得到單脈沖膠接點(diǎn)焊的最優(yōu)工藝參數(shù)為:一次焊接電流14.0 kA，一次焊接時(shí)間70 ms，電極壓力0.5 MPa.

表4 極差分析表Table 4 Range analysis

2.2 接頭的力學(xué)性能

在單脈沖膠接點(diǎn)焊最優(yōu)工藝參數(shù)和雙脈沖膠接點(diǎn)焊最優(yōu)工藝參數(shù)下，通過(guò)對(duì)2組接頭進(jìn)行重復(fù)性拉伸－剪切試驗(yàn)，得到試件的載荷－位移曲線.計(jì)算得到每組試件的平均失效載荷，選取每組試件中接近平均值的一條曲線建立載荷－位移曲線，如圖4所示.由圖4可以看到，單脈沖和雙脈沖膠接點(diǎn)焊載荷－位移曲線都呈現(xiàn)兩個(gè)峰值，第1個(gè)峰值為膠層處的失效載荷，第2個(gè)峰值為點(diǎn)焊處失效載荷.單脈沖膠接點(diǎn)焊接頭在膠層處和點(diǎn)焊處的失效載荷均小于雙脈沖膠接點(diǎn)焊接頭的失效載荷，分析膠接點(diǎn)焊接頭發(fā)現(xiàn)，單脈沖膠接點(diǎn)焊在最優(yōu)工藝參數(shù)下，即一次電流14 kA、一次電流時(shí)間70 ms、電極壓力0.5 MPa下焊接翹曲嚴(yán)重，導(dǎo)致在拉伸過(guò)程中膠層很快失效，且雙脈沖膠接點(diǎn)焊平均抗剪強(qiáng)度為9 921.67 N，標(biāo)準(zhǔn)差為44.23;單脈沖膠接點(diǎn)焊平均抗剪強(qiáng)度9 006.01 N，標(biāo)準(zhǔn)差為90.61.雙脈沖膠接點(diǎn)焊平均抗剪強(qiáng)度遠(yuǎn)大于單脈沖膠接點(diǎn)焊平均抗剪強(qiáng)度，因此，在拉剪試驗(yàn)中，雙脈沖膠接點(diǎn)焊接頭的力學(xué)性能優(yōu)于單脈沖膠接點(diǎn)焊接頭的力學(xué)性能.

圖4 單脈沖膠接點(diǎn)焊與雙脈沖膠接點(diǎn)焊載荷位移曲線Fig.4 Single pulse and double pulse weld-bonded load displacement curves

2.3 膠接點(diǎn)焊接頭的金相組織

單脈沖和雙脈沖膠接點(diǎn)焊的金相組織形貌如圖5所示，圖5(a)和(c)為母材區(qū)和熱影響區(qū)交界位置的形貌;圖5(b)和(d)為接頭熔核區(qū)的形貌.從圖5(a)和(c)可以發(fā)現(xiàn)，母材區(qū)大部分由鐵素體組成，由母材區(qū)逐漸過(guò)渡到熱影響區(qū)的過(guò)程可以看出鐵素體晶粒不斷的細(xì)化，越靠近熔核區(qū)，鐵素體所占比例明顯減小.接頭熔核區(qū)形成晶粒的粗細(xì)、密集程度與接頭的冷卻速度有關(guān)，當(dāng)熔核區(qū)冷卻速度高時(shí)，熔核區(qū)的液態(tài)金屬在結(jié)晶過(guò)程過(guò)冷度高，自發(fā)形成的晶核也越多，每個(gè)晶核長(zhǎng)大的余地就越小，最終形成的晶粒也就越細(xì)越密集.從圖5(b)和(d)可以看出，雙脈沖膠接點(diǎn)焊接頭比單脈沖膠接點(diǎn)焊接頭在熔核區(qū)的板條狀馬氏體更密集，這是由于雙脈沖膠接點(diǎn)焊在經(jīng)歷第一次脈沖焊接時(shí)，熔核區(qū)的膠層會(huì)發(fā)生汽化，再進(jìn)行第二次脈沖焊接時(shí)，膠層對(duì)接頭散熱影響更小，因此，雙脈沖膠接點(diǎn)焊焊后冷卻速度比單脈沖膠接點(diǎn)焊冷卻速度快，最終形成的晶粒也就越細(xì)越密集.

圖5 單脈沖和雙脈沖膠接點(diǎn)焊接頭的金相組織Fig.5 Metallographic structure of single pulse and double pulse weld-bonded joints:(a)single-pulse base metal and heat affected zone boundary;(b)single pulse nugget area;(c)double-pulse base metal and heat affected zone boundary; (d) double pulse nugget

2.4 顯微硬度

圖6 所示為焊點(diǎn)硬度的測(cè)試路徑，從材料一側(cè)的母材區(qū)開(kāi)始沿著對(duì)角線方向經(jīng)過(guò)熔核區(qū)、熱影響區(qū)，每隔0.4 mm測(cè)試1個(gè)硬度值，并將兩種接頭的測(cè)試結(jié)果繪制成曲線圖，如圖7所示.由于母材區(qū)大部分是由鐵素體組成，硬度較低，且母材區(qū)逐漸向熱影響區(qū)過(guò)渡中，鐵素體晶粒不斷細(xì)化，導(dǎo)致硬度逐漸上升，越靠近熔核區(qū)硬度值越大，熔核區(qū)存在大量的馬氏體，使熔核區(qū)的硬度明顯高于母材區(qū).馬氏體力學(xué)性能的顯著特點(diǎn)是具有高硬度和高強(qiáng)度，而雙脈沖膠接點(diǎn)焊接頭比單脈沖膠接點(diǎn)焊接頭擁有更多更細(xì)小的馬氏體板條束，且馬氏體板條束越小，強(qiáng)度越高，因此，雙脈沖膠接點(diǎn)焊熔核區(qū)硬度值(最大為249.4 HV)高于單脈沖膠接點(diǎn)焊熔核區(qū)(最大值240.2 HV).

圖6 焊點(diǎn)硬度測(cè)試示意圖Fig.6 Solder joint hardness test

圖7 金相試件顯微硬度測(cè)試結(jié)果Fig.7 Microhardness test results of metallographic specimen

3 結(jié)論

1)采用雙脈沖電流，可降低飛濺的產(chǎn)生，提高膠接點(diǎn)焊工藝的穩(wěn)定性;通過(guò)正交試驗(yàn)的極差分析，獲得雙脈沖膠接點(diǎn)焊的最優(yōu)工藝參數(shù):一次焊接時(shí)間80 ms，一次焊接電流12.0 kA，脈沖間隔時(shí)間40 ms，二次焊接時(shí)間60 ms，二次焊接電流12.0 kA，電極壓力0.3 MPa;并發(fā)現(xiàn)一次電流大小對(duì)雙脈沖膠接點(diǎn)焊接頭的抗剪強(qiáng)度影響最大，一次電流時(shí)間對(duì)抗剪強(qiáng)度影響次之，脈沖間隔時(shí)間對(duì)抗剪強(qiáng)度影響最小.

2)在單脈沖和雙脈沖最優(yōu)工藝參數(shù)下，由力學(xué)試驗(yàn)得出雙脈沖膠接點(diǎn)焊接頭平均抗剪強(qiáng)度為9 921.67 N，標(biāo)準(zhǔn)差為 44.23;單脈沖膠接點(diǎn)焊接頭平均抗剪強(qiáng)度為9 006.01 N，標(biāo)準(zhǔn)差為90.61.說(shuō)明雙脈沖膠接點(diǎn)焊接頭的力學(xué)性能明顯優(yōu)于單脈沖膠接點(diǎn)焊接頭的力學(xué)性能.

3)采用雙脈沖膠接點(diǎn)焊工藝，可明顯細(xì)化熔核區(qū)的晶粒，提高接頭的韌性和強(qiáng)度.雙脈沖膠接點(diǎn)焊接頭比單脈沖膠接點(diǎn)焊接頭在熔核區(qū)的板條狀馬氏體更密集，使雙脈沖膠接點(diǎn)焊焊核硬度高于單脈沖膠接點(diǎn)焊焊核硬度.