李效文 ，盈 亮 ，2，申國哲 ，2，戴明華 ，韓小強(qiáng) ，胡 平 ，2

（1.大連理工大學(xué) 汽車工程學(xué)院，遼寧 大連 116024；2.大連理工大學(xué) 工業(yè)裝備結(jié)構(gòu)分析國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧 大連 116024）

0 前言

隨著汽車輕量化和安全性要求的不斷提高，熱成形高強(qiáng)度鋼在汽車中的應(yīng)用越來越廣泛。熱成形高強(qiáng)度鋼憑借其強(qiáng)度高、能量吸收率高和防撞性能好等優(yōu)勢(shì)，成為實(shí)現(xiàn)車身輕量化和提高碰撞安全性的最佳途徑[1-3]。由于熱成形高強(qiáng)度鋼的應(yīng)用越來越廣泛，研究其焊接性能具有十分重要的意義。目前，國內(nèi)外學(xué)者對(duì)高強(qiáng)度鋼點(diǎn)焊仿真分析、斷裂方式及熔核尺寸的研究比較多，比如，S.Dancette等人從試驗(yàn)和仿真兩個(gè)方面研究了高強(qiáng)度鋼點(diǎn)焊的破壞機(jī)理[4]；S.Aslanlar從熔核尺寸這個(gè)角度探究了熔核尺寸對(duì)車用鋼板點(diǎn)焊性能的影響[5]；T.B.Hilditch等人主要研究結(jié)合面斷裂方式對(duì)高強(qiáng)度鋼點(diǎn)焊疲勞特性的影響[6]；王威等人探究了高強(qiáng)度鋼點(diǎn)焊性能，對(duì)不同工藝參數(shù)條件下的焊接接頭進(jìn)行金相組織分析和硬度測(cè)試，從而確定了最優(yōu)的焊接工藝參數(shù)[7]；張正林等人對(duì)超高強(qiáng)淬火鋼中頻點(diǎn)焊進(jìn)行了詳細(xì)研究，探究同種材料中頻點(diǎn)焊的焊接性能，通過拉伸試驗(yàn)、硬度測(cè)試、斷口分析等，研究了同種材料中頻點(diǎn)焊的焊接性能[8]。然而，對(duì)熱成形高強(qiáng)度鋼在工頻點(diǎn)焊條件下力學(xué)性能的研究并不多。

在此通過對(duì)點(diǎn)焊工藝參數(shù)進(jìn)行正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)，確定了最優(yōu)焊接工藝參數(shù)，并研究不同因素對(duì)焊接性能的影響大小。通過分析點(diǎn)焊接頭硬度和金相分析，從微觀組織方面研究了熱成形高強(qiáng)度鋼點(diǎn)焊接頭的焊接性能；同時(shí)，利用掃描電鏡探究了點(diǎn)焊接頭的斷口形貌特征。

1 熱成形高強(qiáng)度鋼基礎(chǔ)力學(xué)性能

1.1 材料成分

點(diǎn)焊試驗(yàn)采用的材料為熱成形22MnB5高強(qiáng)度鋼板。該類硼鋼的成分特點(diǎn)是在C-Mn鋼基礎(chǔ)上添加一定質(zhì)量分?jǐn)?shù)的硼元素，固溶的硼偏析在奧氏體晶粒邊界，延遲了鐵素體和貝氏體的形核，進(jìn)而增加了鋼的強(qiáng)度。通過LAB CENTER XRF-1800掃描型X射線熒光光譜儀測(cè)定該種硼鋼中各元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)如表1所示。

表1 22MnB5材料化學(xué)成分Tab.1 Chemical composition analysis of 22MnB5 steel%

1.2 機(jī)械性能

將板料加熱至900℃并保溫適當(dāng)時(shí)間使之完全奧氏體化，然后將紅熱的板料送入帶冷卻水道的模具內(nèi)，合模并保壓淬火獲得熱成形毛坯，按照GBT228-2002金屬材料拉伸試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行單向拉伸試驗(yàn)獲取材料基礎(chǔ)力學(xué)性能。

通過對(duì)熱成形高強(qiáng)度鋼板進(jìn)行單向拉伸試驗(yàn)，測(cè)定了其基礎(chǔ)力學(xué)性能。試驗(yàn)結(jié)果表明：熱成形高強(qiáng)度鋼的屈服強(qiáng)度1100 MPa，抗拉強(qiáng)度1550 MPa，延伸率8%～9%。強(qiáng)度高、塑性低是熱成形高強(qiáng)度鋼典型的力學(xué)特性。

2 熱成形高強(qiáng)度鋼點(diǎn)焊試驗(yàn)

2.1 點(diǎn)焊試驗(yàn)接頭設(shè)計(jì)

本次點(diǎn)焊試驗(yàn)按照GB/T2654-2008進(jìn)行點(diǎn)焊試驗(yàn)，所用設(shè)備為FY-9900點(diǎn)焊機(jī)，試驗(yàn)中所選用的板料厚度為 1.2 mm、1.6 mm、2.0 mm 三種。點(diǎn)焊試樣如圖1所示，L=100 mm為樣件長(zhǎng)度，B=25 mm為搭接寬度，H=25 mm為樣件寬度，A為樣件的厚度。

圖1 點(diǎn)焊試驗(yàn)試樣Fig.1 The specimen of the spot welding

熱成形高強(qiáng)度鋼點(diǎn)焊拉伸試驗(yàn)對(duì)應(yīng)的抗剪載荷-位移曲線如圖2所示，由圖可知，熱成形高強(qiáng)度在達(dá)到斷裂極限時(shí)，會(huì)發(fā)生突然斷裂，呈現(xiàn)出明顯的脆性斷裂特征。

圖2 典型熱成形高強(qiáng)度鋼點(diǎn)焊拉伸曲線Fig.2 Typical tensile curve of the spot welding on the hot forming high strength steel

2.2 點(diǎn)焊工藝參數(shù)的正交優(yōu)化試驗(yàn)

對(duì)熱成形高強(qiáng)度鋼進(jìn)行點(diǎn)焊試驗(yàn)前先應(yīng)確定電極端面的形狀和尺寸，在此選用了直徑為6 mm的圓形端面；其次，選擇了電極焊接壓力為2500 N。

為了更好、更快地找出點(diǎn)焊工藝參數(shù)對(duì)材料性能的影響規(guī)律，并得出最優(yōu)點(diǎn)焊工藝參數(shù)，采用正交試驗(yàn)方法進(jìn)行試驗(yàn)設(shè)計(jì)。正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)了三個(gè)影響因素：板料厚度、焊接電流、焊接時(shí)間。采用3因素3水平的正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法，共需要進(jìn)行9個(gè)設(shè)計(jì)點(diǎn)的試驗(yàn)，如果采用全因子試驗(yàn)設(shè)計(jì)，則需要進(jìn)行27次試驗(yàn)，很明顯采用正交試驗(yàn)法能夠節(jié)約大量試驗(yàn)成本和時(shí)間。建立的因素水平表如表2所示，正交表選取為4因素3水平正交表的前3列，最終得到的正交試驗(yàn)表如表3所示。對(duì)每個(gè)設(shè)計(jì)點(diǎn)的試驗(yàn)結(jié)果均進(jìn)行了三次試驗(yàn)，然后取其平均值作為本次設(shè)計(jì)點(diǎn)的最終試驗(yàn)結(jié)果。

表2 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)Tab.2 The orthogonal experimental table

表3 點(diǎn)焊抗剪載荷極差分析計(jì)算Tab.3 Range analysis table of the spot welding shear load

2.3 試驗(yàn)數(shù)據(jù)的極差分析

根據(jù)表3可知：因素A（板料厚度）的2水平1.6 mm最好，因素B（焊接電流）的2水平7800 A最好，因素C（焊接時(shí)間）的3水平0.4 s最好，即本次正交試驗(yàn)最佳工藝參數(shù)為：A2、B2、C3。當(dāng)板料厚度為1.6 mm、焊接電流7800 A、焊接時(shí)間0.4 s時(shí)，點(diǎn)焊接頭抗剪載荷達(dá)到最大值。

根據(jù)極差R的大小可判定出各因素對(duì)試驗(yàn)結(jié)果影響程度的大小，評(píng)判標(biāo)準(zhǔn)為：極差R越大，所對(duì)應(yīng)的因素就越重要。由表3可知，三個(gè)試驗(yàn)因素中板料厚度極差最大，說明板料厚度對(duì)抗剪載荷的影響最大，其次是焊接電流，再者是焊接時(shí)間。

3 硬度分析

硬度分析選用以上最佳工藝參數(shù)條件下的點(diǎn)焊試樣進(jìn)行分析。使用線切割將熱成形高強(qiáng)度鋼點(diǎn)焊接頭切開，通過打磨拋光處理后，用4%的硝酸酒精溶液進(jìn)行腐蝕處理，得到如圖3a所示的試樣點(diǎn)焊接頭橫截面。為了全面測(cè)評(píng)熱成形高強(qiáng)度鋼點(diǎn)焊接頭的硬度分布，從熔核中心向兩側(cè)進(jìn)行硬度測(cè)試[9]，硬度測(cè)試選取點(diǎn)如圖3a所示，每個(gè)硬度測(cè)試點(diǎn)的間距為0.2 mm，得到硬度分布曲線如圖3b所示。

圖3 硬度選取點(diǎn)及對(duì)應(yīng)的硬度分布曲線Fig.3 Selected points ofthe hardness and the corresponding hardness distribution curve

圖3b說明了從熔核中心經(jīng)過熱影響區(qū)到母材區(qū)的硬度分布特征。從硬度分布曲線看出，熔核區(qū)的硬度分布呈現(xiàn)出不均勻分布的特性，熔核中心處的硬度略高于母材區(qū)的硬度，這是由于熔核中心溫度偏高并且散熱慢，在晶粒形成過程中，出現(xiàn)了較多的粗大馬氏體組織，致使硬度偏高。在熱影響區(qū)附近硬度出現(xiàn)驟降的情況，由于熱影響區(qū)部分晶粒融化，在冷卻過程中發(fā)生了組織的快速過渡，致使形成的金相組織比較疏松，此處的硬度才會(huì)出現(xiàn)降低現(xiàn)象。

4 金相分析

將硬度測(cè)試完畢的試樣重新經(jīng)過研磨和拋光工序處理以后，利用顯微鏡在放大400倍條件下測(cè)得的熱成形高強(qiáng)度鋼點(diǎn)焊接頭金相組織如圖4所示。

圖4 焊接接頭金相組織（400×）Fig.4 Microstructure of the spot welding joint（400×）

由圖4可知，母材區(qū)金相組織主要以細(xì)小的板條狀馬氏體為主，由于熱成形高強(qiáng)度鋼通過熱成形工藝加工而得到，因此熱成形高強(qiáng)度鋼母材為致密的軋制組織，這是熱成形高強(qiáng)度鋼典型的金相組織；而熱影響區(qū)金相組織主要為鐵素體+少量馬氏體，正是由于鐵素體的出現(xiàn)，使得熱影響區(qū)硬度偏低；熔核區(qū)金相組織主要為粗大的板條狀馬氏體，這是由于在焊接過程中發(fā)生了馬氏體晶粒粗化造成的。

5 點(diǎn)焊試樣拉伸斷口解析

選用最佳工藝參數(shù)條件下的點(diǎn)焊拉斷試樣進(jìn)行斷口掃描，微觀形貌如圖5所示。圖5a為斷口凸臺(tái)上部的斷口形貌組織，圖5c為斷口凸臺(tái)下部靠近板材處的微觀形貌組織。通過斷口形貌發(fā)現(xiàn)，斷口初始斷裂位置大多發(fā)生在母材區(qū)和熱影響區(qū)的交界處，這是由于此處的晶粒組織快速過渡導(dǎo)致出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，金相分析顯示該處的金相組織主要為低碳板條狀馬氏體和鐵素體。由于板條狀馬氏體內(nèi)部存在極高密度的位錯(cuò)，在拉伸過程中產(chǎn)生了高密度位錯(cuò)和高應(yīng)力的交互影響，使得熱成形高強(qiáng)度鋼具有很高的抗剪強(qiáng)度，然而，高密度的位錯(cuò)也使得材料的塑性變形下降，所以熱成形高強(qiáng)度鋼點(diǎn)焊試樣在拉伸過程中的延伸率偏低。5a所示的斷口微觀組織為解理小平面；而圖5b出現(xiàn)了河流花樣的斷口微觀特征，沿著河流花樣的逆向觀察，即尋找到發(fā)生斷裂時(shí)的裂紋源基本發(fā)生在母材區(qū)和熱影響區(qū)交界處；圖5c有明顯的撕裂棱特征，說明發(fā)生斷裂時(shí)產(chǎn)生了微裂紋彼此相連的過程，使得斷裂時(shí)具有更多的微觀塑性特征。

圖5 點(diǎn)焊接頭斷口形貌特征Fig.5 Fracture morphology of the spot welding joint

5 結(jié)論

（1）正交試驗(yàn)極差分析可得，熱成形高強(qiáng)度鋼點(diǎn)焊接頭抗剪載荷的最佳工藝參數(shù)為：板料厚1.6 mm、焊接電流7800 A、焊接時(shí)間 0.4 s。各因素對(duì)抗剪載荷影響的主次順序?yàn)椋喊辶虾穸龋竞附与娏鳎竞附訒r(shí)間。

(2)焊接接頭的硬度分布顯示：熔核區(qū)的硬度分布不均勻，熔核區(qū)的硬度要略高于母材區(qū)的硬度；熱影響區(qū)的硬度呈現(xiàn)出驟降的現(xiàn)象。

(3)金相組織測(cè)試表明：熱影響區(qū)金相組織主要以鐵素體和馬氏體為主，熔核區(qū)金相組織主要以粗大的板條狀馬氏體為主，母材區(qū)金相組織主要以細(xì)小的板條狀馬氏體為主。

(4)點(diǎn)焊接頭斷口形貌特征表現(xiàn)為解理小平面、撕裂棱和河流花樣并存。

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