三層異種不等厚鋼電阻點焊多場耦合模擬與分析

李坤航 張思琦 吳 瑋 胡明卓 孫婭鈴 熊 鑫 黃 宏

1.重慶理工大學材料科學與工程學院,重慶,400054 2.重慶長安汽車股份有限公司,重慶,400023 3.重慶鐵馬工業集團有限公司,重慶,400050

0 引言

隨著節能要求的突出和環保規定的嚴苛,輕量化已成為汽車的主要發展方向,車身骨架的輕量化設計是整車輕量化的關鍵[1]。與傳統低碳鋼相比,雙相(dual-phase,DP)鋼具有較高的強度、低良率、高加工硬化率以及高應變能量吸收等特性[2],在汽車制造中得到了廣泛的應用[3],車身設計中大量采用了高強鋼與高強鋼、高強鋼與普通低碳鋼組合的沖焊結構,特別是在一些重要部位還采用了等厚或不等厚的同種或異種鋼板多層點焊組合。

多層板電阻點焊雖然具有兩層板點焊相似的熔核形成機理,但由于多層板板件接觸界面數量的增加,內部電阻與接觸電阻會增大,使電流場分布發生改變,而且多層板間的組合方式不同會影響散熱條件,使得熔核生長過程不同,容易出現熔核偏移、熔核直徑過小、虛焊等缺陷。點焊是一種多物理場耦合且封閉不可見的金屬成形過程,焊接時間短,工藝熱電行為具有復雜性,很難用試驗方法測量電流分流及試件溫度分布[4],而數值模擬可以對焊接過程溫度場、電場、應力場進行研究,因此不少文獻采用數值模擬方法對電阻點焊過程溫度場、電流密度甚至多場耦合進行了分析,直觀地揭示了點焊內部形核過程。ZHANG等[5]用 SORPAS 軟件對厚度1.4 mm的DP800雙相鋼溫度場進行了模擬,指出在通電初期工件溫度上升速度高于電極溫度上升速度,在焊接結束時焊件達到2120 ℃,由于冷卻水的原因,工件溫度高于電極溫度,在有飛濺情況下模擬結果尺寸大于實際尺寸。陶維承[6]、 ZHANG等[7]在點焊過程的模擬分析中指出,電極形狀和結構的變化會引起電流密度的分布發生相應改變,優化電極形態可使電流密度分布更加均勻,從而改善最大電流密度和溫度,促進焊接性能的提高。CHEN[8]針對厚度1.8 mm的DP590以及厚度1.2 mm的6061-T6異種不等厚板進行點焊建模分析,指出焊接過程中在鋁側和雙相鋼側形成了雙熔核。孫曉嶼等[9]使用SORPAS軟件對1.6 mm和2.0 mm不等厚DP780同種材料建立了點焊軸對稱模型,模擬了預熱電流及焊接電流下的熔核成形,發現第一次脈沖電流下熔核增長速度大于第二次脈沖電流下熔核增長速度,分析認為第一次脈沖電流結束后產生了大量的液態熔融金屬,而第二次脈沖電流下液態熔融金屬使散熱速度增大,導致熔核增長速率減小。在多層板點焊的研究中,劉麗[10]對低碳鋼與高強鋼的三層點焊溫度場進行了模擬分析,發現熔核最高溫度在貼合表面中央,熔核內部不同位置溫度達到熔點后的晗效應引起熔核中心升溫緩慢。NINSHU等[11]在三層高強鋼電阻點焊數值模擬分析中指出,電流密度在接觸區域集中形成尖角,熔核直徑隨著焊接電流循環次數的增加而增大,熔核厚度變化所受影響較小。黃煥林[12]采用ANSYS軟件對三層等厚同種鋼板點焊過程中的電流密度與內部電勢進行數值模擬,發現內部近焊接區軸線位置的電流密度分布均勻,而靠近接觸面邊緣電流密度陡升,邊沿以外電流密度快速下降,模擬發現內部電勢場基本對稱,在通電初期時,電壓降集中在接觸面附近,隨時間增加工件內部電壓降增大且分布均勻,研究發現,同種材料等厚三層板的電流密度和內部電勢與二層板規律相似。

通過有限元模擬方法能較好地判斷材料點焊連接規律,現有研究對兩層材料點焊報道較多,而對多層板特別是多層異種不等厚板點焊過程的模擬研究還比較少,多層板點焊中界面增多會帶來內部電阻的變化以及散熱分流等問題,比兩層板研究更為麻煩,僅僅依靠單一的溫度場或單一的電流密度以及應力應變分析不能完全揭示界面產熱規律及熔核形核過程,因此本研究基于ABAQUS軟件,以 DC01/DP590 三層板點焊為分析對象,建立了熱-電-力三場直接耦合的電阻點焊有限元計算模型,通過對電流密度和溫度的瞬態行為以及不同時刻下的力場變化進行分析,詳細揭示了多場之間的相互作用和對形核的影響。

1 試驗方法與設備

試驗材料由厚度1.0 mm的冷軋無鍍鋅DC01低碳鋼以及厚度1.2 mm和1.5 mm的冷軋無鍍鋅DP590高強鋼組成,長100 mm,寬25 mm,其化學成分見表1,焊接過程中各板位置如圖1所示。點焊前母材用無水乙醇去油清洗并烘干,在DTBZ-80中頻逆變直流點凸焊機上完成焊接,上下電極均用端面直徑為10 mm的CuCrZr錐形電極。焊接工藝參數為:電流9 kA,焊接時間200 ms,電極壓力5 kN。焊后垂直于界面沿焊點直徑橫切接頭獲取金相試樣,經表面打磨拋光后用體積分數為3%的硝酸酒精腐蝕,采用DMI5000M光學顯微鏡對組織進行觀察。

圖1 板材的位置Fig.1 Position of the plate

表1 試驗材料化學成分(質量分數)Tab.1 Chemical composition of testing material(mass fraction) %

2 有限元模型

選取ABAQUS中的熱-電-力耦合模塊對電阻點焊過程進行模擬。由于焊接模擬中沿x-z平面、y-z平面具有對稱性,本研究采用1/4的模型進行有限元模擬分析,所建立的三層異種不等厚鋼電阻點焊模型如圖2所示,包括3個工件和2個電極,網格為六面體八節點單元(Q3D8R),工件與電極接觸處的網格大小為0.2,遠離中心區的網格大小為1。模型中的邊界條件為:空氣溫度20 ℃,表面傳熱系數25 W/(m2·K)。電極空腔內的冷卻水溫度為20 ℃,傳熱系數為3800 W/(m2·K)。被焊工件被上電極頭沿z軸方向擠壓,焊接電流通過附加在上電極上表面傳輸至下電極。假設溫度恒定,z、r分別為軸向坐標和徑向坐標,則圓柱坐標系中瞬態熱傳導的控制方程[11]可以表示為

圖2 點焊模型及邊界條件Fig.2 Spot welding model and boundary conditions

(1)

式中,qv為產熱量;t為時間;T為溫度;k為熱導率;ρ為密度;Cp為質量熱容。

穩態電傳導方程[12]可通過下式得到:

(2)

式中,ρe為材料的電阻率;U為電勢。

采用下式分析結構應力:

σ(i,j)+b(i,j)=0

(3)

式中,σ為應力;b為體積力;i、j為坐標向量。

在點焊過程中,通過預壓確定工件與工件之間以及工件與電極之間的初始接觸條件。由于材料在不同溫度下的屬性會影響模擬結果的準確性,因此在電流壓力共同作用下時,需要考慮材料熱電力性能的參數值隨溫度的變化情況。異種金屬材料的接觸電阻Rcontact用Wanheim-Bay模型[13]可以表示為

(4)

式中,σs_soft為材料的流動應力;σn為接觸壓力;ρe1、ρe2分別為兩種不同材料的電阻率;γ為修正因子;ρcontaminants為接觸界面附著的油、水、氧化物和污物污染狀況對接觸電阻的影響。

當接觸距離大于0.01時,在接觸屬性上面設置為接觸界面無接觸屬性。DC01與DP590的材料參數由《有限元分析常用材料參數手冊》獲得。

3 模擬結果及分析

3.1 模型驗證

實際焊接參數需要通過換算輸入到有限元模 型中,上電極端面面積為 113.825 mm2,因此模擬 時點焊過程中的試驗參數為:焊接電流密度 79 A/mm2,壓力40 MPa,其中預壓時間和保壓通電時間均為0.2 s,保壓冷卻時間為1 s。圖 3 為點焊接頭熔核形貌與溫度模擬結果對比圖,焊接模擬圖中淺綠色部分為母材(base metal,BM),灰色部分為熔核區(fusion zone,FZ),紅色到黃色部分為熱影響區(heat affected zone,HAZ),熔核形貌及HAZ實際測量值與模擬計算值見表2,其中三層板熔核偏移量的計算參考文獻[14]。表2中除熔核高度誤差最大為6.18%外,其余誤差都在5%左右,造成該誤差的主要因素來源于材料屬性中的熱傳導效率、接觸電阻率與實際試驗材料相關參數存在一定誤差,同時也受實際試驗中的環境因素和設備精度影響。總體來看實際得到的焊縫區域大小和形狀以及熔核尺寸與模擬結果顯示出了良好的一致性。

表2 接頭實測值與模擬計算值Tab..2 The measured and simulated values of joint

圖4所示為接頭不同區域的金相組織。圖5為焊縫不同區域相應位置節點所提取的溫度變化過程曲線。DC01母材組織由等軸狀鐵素體和分布在鐵素體晶界上的碳化物組成。DP590母材主要是鐵素體和塊狀馬氏體組成。

由圖3和圖5可見,灰色部分熔核區的峰值溫度1835 ℃已經超過鋼的熔點,根據DC01和DP590的θAc1(鋼加熱向奧氏體轉變的開始溫度)和θAc3(鐵素體全部轉變為奧氏體的終止溫度)溫度區間,熔核區已發生完全奧氏體化,按照CCT轉變曲線焊后空冷會發生奧氏體組織向馬氏體的轉變,由于金屬處于高溫時間相對較長,焊后熔核組織晶粒粗大。圖4a顯示熔核區組織為粗大的板條狀馬氏體,晶粒以枝晶形態沿著與散熱梯度相反的方向生長,熔合區內的液態金屬成分均勻化,結合面消失。靠近熔核附近的粗晶區最高溫度接近1100 ℃,超過鋼的θAc3溫度但未達到熔點,在加熱時發生完全奧氏體化,高溫下晶粒迅速長大粗化,快速冷卻時發生相變重結晶。如圖4b所示,DP590側粗晶區形成板條馬氏體和少量鐵素體,DC01側粗晶區由于含碳量低,從高溫冷卻下來形成了晶粒較大、形態不規則的鐵素體(圖4d)。圖3中溫度在800～1000 ℃的黃色區域為細晶區,奧氏體均質化程度不高,有部分發生重結晶。由圖4b可以看出,DP590側細晶區組織為細小的塊狀馬氏體和鐵素體。臨界區組織靠近母材,峰值溫度為747 ℃,略高于θAc1,會發生回火轉變,組織比母材細小,圖4c顯示DP590側臨界區為等軸未發生相變的鐵素體和塊狀馬氏體。在DC01側無明顯的細晶區,粗晶區直接過渡為臨界區,粗晶與細晶混合,組織為鐵素體和碳化物。

圖3 模擬結果與實驗結果對比Fig.3 Comparison of simulation results with experimental results

(a)熔核區(區域A) (b)DP590側粗晶區和細晶區(區域B)

圖5 焊縫不同區域溫度隨時間變化曲線Fig.5 Temperature-Time profile for various weld zones

3.2 電場變化

電場分布關系到界面產熱以及溫度場分布,對熔核形核有直觀影響。圖6和圖7所示分別為不同點焊時刻下電流密度和電勢分布情況。電流密度分布與接觸面積和接觸面上接觸電阻的分布相關,圖6顯示電流流過上電極,并在電極力作用下流向接觸面的接觸區域,受電極尖端邊緣與板集中接觸的影響,電流密度在DC01以及下板DP590與電極接觸邊沿有一個較高的峰值,隨著焊接時間的增加,工件與電極、工件與工件之間的接觸面積增大,電流密度峰值整體逐漸減小。圖6a顯示通電初期(t=250 ms)的電流密度最高,主要分布在工件與電極、工件與工件接觸處。由電勢分布圖(圖7)可以看出,此階段工件自身電勢差值只有30 mV左右,而工件與電極頭、工件與工件之間的電勢差較大,其中DC01/ DP590 之間(紅色與綠色)電勢差為581 mV,DP590/DP590間(綠色與藍色)的電勢差為552 mV,按照電流密度與電阻率、電勢的關系可知,此時工件與電極間電阻率約為3.6×10-7Ω·mm2,DC01/ DP590 和DP590/DP590板件間電阻率分別為2.6×10-6Ω·mm2和1.3×10-6Ω·mm2,其結果與圖8電阻變化曲線低溫段值相符,表明通電初期電極與工件、工件與工件接觸面間存在較大的接觸電阻。隨著焊接過程的進行,材料受熱軟化使板之間的接觸面增大,貼合更加緊密,電流流過區域增大,電流密度峰值減小,反映在圖7c、圖7d中板材自身的電勢差值增大到380 mV左右,而板間接觸面之間的電勢差約在300 mV左右,較t=250 ms時明顯減小,說明接觸電阻減小,體電阻產熱增加。圖6中t=350 ms和400 ms時電流密度接近,由文獻[15]對工件內部提取得到的電流曲線可知,到了點焊中后期通過工件的電流逐漸增大,相應的單位面積內通過的電流會增多,因此可觀察到t=400 ms時工件內部電流密度數值從198 A/mm2左右變成205 A/mm2左右。到圖7d所示的點焊后期,中上板電勢差200 mV左右,而中下板電勢差快速下降到360 mV左右,下部更多熱量的聚集將會導致出現熔核偏移。

(a)t=250 ms

(a)DC01側 (b) DP590側 (c)體電阻圖8 接觸電阻和體電阻Fig.8 Bulk resistor and contact resistance

三層板點焊不同于兩層板,板間邊沿的接觸情況要差些,特別是異種不等厚板點焊,板間變形概率會增大,因此焊接過程中受中板與上下板貼合程度影響,流過中板兩端的電流減少,與在中板處相比,電流密度在上板和下板分布的區域明顯更大。

3.3 溫度場及能量變化

圖9為異種不等厚鋼板不同焊接時間下的溫度場分布云圖。根據前面的電場分布和圖8電阻隨溫度變化曲線,點焊初期接觸電阻高于體電阻,所以前期產熱主要來自于各界面之間的接觸電阻,板材體電阻占整個產熱的小部分。在圖8中工件與電極之間的接觸電阻比工件間的接觸電阻小,且受上下電極的循環冷卻水影響,由圖9a可以看出,開始階段工件與電極間升溫不明顯,產熱主要集中在工件接觸界面,因初期界面間接觸電阻以及材料導熱性和導電性具有差異,DC01/DP590界面處的溫度覆蓋范圍更廣。隨著焊接時間的增加,熱量由兩界面處向中間板覆蓋,由于DP590的電阻率和熱導率較大,單位時間內更多的產熱使得中間板DP590的下半部分最高溫度接近1300℃,同時使DP590/DP590界面處溫度比DC01/DP590界面高出約200 ℃。當溫度進一步升高時接觸電阻逐漸減小,工件體電阻開始增大,接觸電阻生熱和體電阻生熱之間的差距逐漸縮小,點焊的產熱過程由接觸電阻開始過渡到體電阻,因此從圖9b中可觀察到,界面和中間工件內部與初期相比都有高溫區存在,高溫區金屬未達到DP590的熔點而處于塑性黏著狀態,受熱的金屬沿著縱向和橫向膨脹,由于電極中冷卻水作用,高溫區在水平方向的擴展范圍明顯大于豎直方向的擴展范圍。至t=350 ms時接頭中下部灰色部分溫度超過了熔點,熔核首先在熔化的DP590處開始形成,然后向DP590下板靠近結合面處生長,并逐漸向周圍擴展,此時DC01/DP590結合面由于上板較薄而散熱快,且DC01高溫下體電阻小,界面未發生熔化,因此t=350 ms時只在板內中下部形成了一個類似于半橢圓的熔核。到中后期隨著DP590/DC01界面溫度升高以及DC01側的熔化,熔核開始向DC01側生長,整個熔核水平方向上的生長速度明顯高于厚度方向上的生長速度,熔核截面由半橢圓向長橢圓形轉變,此階段DP590下板熔化的金屬更多,最終受工件吸熱和散熱影響,形成了一個下端較上端更寬、軸向方向存在偏移的熔核。

3.4 接頭應力應變

圖10為整個接頭在不同時刻下的應力變化分布圖。圖中等效壓應力為正負值時分別表示壓應力和拉應力。t=250 ms時接頭未形核,可以觀察到在兩電極與工件接觸的邊緣附近,以及DP590/DP590板間有集中的壓應力作用。t=300 ms 時焊接區域因溫度升高材料變軟,接觸面積增大,中心區域的壓應力從283 MPa 降低至233 MPa, 內部高溫液態金屬向外膨脹使得周圍有少部分受到熔核區的拉應力作用。當t=350 ms 時伴隨著內部更多金屬的熔化,中心部位的壓應力快速減小,周圍受到的拉應力逐漸增大。到點焊后期內部溫度進一步升高,熔核快速生長發生巨大膨脹,中心區域在周圍溫度較低的母材制約下受到約129 MPa的壓應力作用,熱影響區和母材區受到熔核區向外的拉應力。

(a)t=250 ms

不同時刻下的應變情況如圖11所示,在t=250 ms時兩側接觸面應力狀態不同,DP590/DP590側變形大。由溫度場和應力場分析可知,焊接初期DP590/DP590之間較大的應力使接觸面間凹凸不平被壓潰,同時板間溫度隨接觸電阻的快速增大而升高,材料性能隨溫度發生變化,因此更易產生塑性變形。隨著焊接時間的增加,中板中間位置的應變增大,DP590/DP590板間塑性應變更加嚴重,直到焊接通電結束,電極與工件接觸邊緣、DC01/DP590接觸面間都發生了應變,整個焊接過程中應變最大的地方是溫度最高區域。

(a)t=250 ms

4 結論

(1)模擬預測的熔核與試驗得到的熔核在形態和尺寸上一致,模擬結果與實際相比較為吻合。

(2)初期電流密度在電極與工件之間接觸邊緣處最大,隨著電極與工件接觸面積增大,峰值電流密度逐漸減小,點焊中后期工件內部由于通過的電流增大,使電流密度增大,但由于多層板特性,下板和上板分布區域大于中板分布區域。

(3)電勢分布顯示初期電勢差最高位置主要是工件接觸面,隨后工件內部電勢差逐漸增大,接觸面電勢差減小。

(4)溫度場在異種不等厚板材上呈不均勻分布,初期峰值溫度在 DP590/DP590 接觸面,熱量主要靠中板傳導,首先使中板中下部熔化形核,隨后熔核向DP590/DP590接觸面和上板生長,整個焊接過程中熔核在水平方向上的生長速度大于豎直方向上的生長速度,高溫在厚板的較多分布使熔核向厚板發生偏移。

(5)焊接過程初期接頭受壓應力,隨著熔核的形成,內部受到的壓應力減小,母材和熱影響區受到的拉應力增大,應變最早在DP590/DP590接觸面產生,且隨時間增加而增大,并逐漸擴展到中板、DC01/DP590接觸面和電極與工件接觸邊緣,整個焊接過程中應變的最大值一直出現在溫度最高處。