沈 潔， 張延松

(1. 上海海洋大學 工程學院， 上海 201300； 2. 上海交通大學 機械與動力工程學院，上海 200240)

目前，膠焊技術作為電阻點焊技術與膠接技術的復合工藝，已廣泛用于汽車車身的生產(chǎn)制造過程中[1].膠焊結構綜合了電阻點焊接頭強度高、性能穩(wěn)定、生產(chǎn)效率高和膠接接頭耐疲勞等優(yōu)點，解決了電阻焊點周圍易出現(xiàn)應力集中及腐蝕的問題，克服了膠接接頭剝離強度較低的缺點，實現(xiàn)了電阻點焊和膠接技術在力學性能上的互補[2].

有關采用力學性能實驗或有限元數(shù)值模擬方法研究膠焊接頭力學性能的報道較多.例如：文獻[3]中對比分析了雙相鋼膠焊與點焊的接頭力學性能和顯微組織特征，發(fā)現(xiàn)在低電流條件下，膠焊具有更大的焊核直徑、更優(yōu)異的接頭抗拉剪性能，而在高電流條件下，由于焊接飛濺的產(chǎn)生影響了膠焊熔核的形成與生長，從而導致接頭抗拉剪性能降低；文獻[4]中對超低碳無間隙原子鋼的膠焊接頭進行了實驗研究，發(fā)現(xiàn)膠焊比點焊的接頭具有更優(yōu)異的抗剪切性能，且膠層厚度對膠焊接頭的力學性能具有較大的影響；文獻[5-6]中分別對鍍鋅鋼板及不銹鋼板膠焊、點焊的接頭疲勞特性進行了對比分析，發(fā)現(xiàn)膠焊工藝能夠有效提高兩種鋼板焊后接頭的疲勞壽命；文獻[7-8]中通過數(shù)值模擬方法分析了兩層鋼板及三層鋼板點焊與膠焊的接頭應力分布，發(fā)現(xiàn)膠焊接頭比點焊接頭疲勞特性優(yōu)異的原因是膠焊熔核周圍的應力分布更均勻.

綜上所述，膠焊接頭的宏觀力學性能與膠焊熔核的形成與生長、膠層特性、接頭應力分布以及所焊板材的基本物理特性有關，而在這些因素中，膠層的引入是導致膠焊接頭與點焊接頭性能差異的根本原因.目前，圍繞著膠焊接頭宏觀力學性能的研究較多，而針對膠層影響膠焊熔核形成過程的研究還不多見，因此，本文采用ANSYS有限元軟件建立考慮膠層作用的三層鋼板膠焊過程的有限元模型，從結構場、電場、溫度場分布等方面分析三層鋼板膠焊熔核的形成過程及特點，以揭示膠層對三層鋼板膠焊熔核形成過程的影響.

1 三層鋼板膠焊過程的有限元模型建立

1.1 有限元模型及網(wǎng)格

針對差厚差強三層鋼板膠焊的焊接過程進行模擬分析.建模對象由三部分組成，即上、下電極帽及三層鋼板和膠層.電極帽和鋼板的建模通過實體網(wǎng)格來實現(xiàn)，各部分的幾何尺寸與膠焊實物相同，如圖1所示.電極帽外徑16 mm、端面直徑5 mm.焊接接頭所用三層鋼板分別為厚度 0.8 mm DC04低碳鋼、厚度 1.4 mm DP600雙相鋼和厚度 1.8 mm DP780雙相鋼，模型中的各板材寬度均為30 mm.

圖2所示為采用有限元分析軟件ANSYS建立的1/2軸對稱三層鋼板膠焊模型，包括 2 656 個單元和 2 651 個節(jié)點.圖中，上、下淺色幾何體為電極帽模型，中間三層深色幾何體為三層鋼板模型.整個模型都采用四節(jié)點網(wǎng)格進行劃分，同時，為提高計算的精度和效率，對焊接區(qū)和電極端面的網(wǎng)格進行細化，其他部位的網(wǎng)格則較粗.

圖1 三層鋼板膠焊的實物狀態(tài)及尺寸Fig.1 Experimental status and dimensions of weld-bonding of 3-sheet

1.2 模型計算方法及邊界條件

本文所建立的三層鋼板膠焊模型主要針對通電過程中的電場、溫度場與結構場進行模擬分析.為保證計算過程的高效性及計算結果的準確性，本文借助于ANSYS軟件的相關分析模塊，將電場、溫度場與結構場之間的直接耦合關系簡化為兩兩之間的間接耦合關系，即通過一次電-熱分析完成了電場和溫度場的計算，再通過一次熱-結構分析得到了結構場受溫度場作用的計算結果.計算過程中的電-熱與熱-結構分析所用的加載與邊界條件不同，圖3示出了整個模型在迭代計算中所用加載與邊界條件.在電-熱分析中，載荷為焊接電流，且均勻分布在上電極頂部，與之相關聯(lián)的電壓零點設置在下電極的底部.電-熱分析的其他邊界條件包括電極內(nèi)部的水冷換熱、電極外部與鋼板表面的空氣冷卻，整個模型的環(huán)境溫度為室溫(25 ℃).在熱-結構分析中，設置載荷為焊接壓力，且均勻分布在上電極頂部，其邊界條件包括模型軸線上節(jié)點的x方向位移為0，下電極底部節(jié)點的y方向位移為0.模型中的計算參數(shù)分別為焊接壓力 5.5 kN、焊接電流 9.0 kA、預壓時間200 ms、通電時間420 ms、保持時間100 ms，模型中所用鋼板材料的屬性均定義為隨溫度而變，具體物理屬性及數(shù)值詳見文獻[9-10]中.

圖3 有限元模型的邊界條件與加載Fig.3 Boundary conditions and load for finite element model

1.3 膠層所致鋼板接觸電阻的參數(shù)化處理

本模型中的膠層引入方法是將膠焊動態(tài)電阻進行參數(shù)化來實現(xiàn)的[11].研究表明[12]，膠焊過程中動態(tài)電阻增大的原因是膠層使得鋼板表面的接觸電阻顯著升高.因此，本模型中將由膠層引起的鋼板間接觸電阻的增量ΔR近似為膠焊動態(tài)電阻的增量，即

ΔR=Rwb-Rsw

(1)

式中：Rwb、Rsw分別為相同焊接參數(shù)下膠焊和點焊過程中的動態(tài)電阻，其具體數(shù)值詳見文獻[12]中.根據(jù)電阻率的定義，所推導出電阻增量對應的電阻率增量為

(2)

式中：s與鋼板間的接觸面面積；l為鋼板間接觸層的特征長度.

在ANSYS軟件中，描述鋼板間界面接觸屬性的參數(shù)為ECC，其定義為

(3)

式中：ρ=ρ0+Δρ，為鋼板界面的總接觸電阻對應的電阻率；ρ0為無膠層時鋼板間的接觸電阻率.

由式(3)所得鋼板間接觸電阻內(nèi)的等效電流密度為

J=ECC(Ut-Uc)

(4)

式中：Ut、Uc分別為兩側鋼板接觸面的電壓.進一步計算所得接觸電阻產(chǎn)生的等效電阻熱為

Q=αJ(Ut-Uc)

(5)

式中：α為ANSYS軟件中的電阻熱轉換系數(shù)，其默認值為1，即認為接觸電阻產(chǎn)生的電阻熱全部轉化為接觸單元內(nèi)的熱能，并不考慮這一過程中的熱損失.另外，在有限元模型計算中，需將接觸電阻的等效電阻熱加載于鋼板間的接觸單元上，故需將等效電阻熱按比例分配給對應的接觸對，其基本表達式為

式中：Qc、Qt分別為按比例分配后加載于兩側接觸單元上的熱量；β為ANSYS軟件中的電阻熱分配系數(shù)，其默認值為 0.5，即將等效電阻熱平均分配給上、下鋼板表面的接觸單元上.

通過以上理論推導，完成了膠焊過程中膠層接觸電阻的參數(shù)化處理，從而近似考慮了膠層的引入對傳統(tǒng)點焊過程的有限元模型的影響.

2 三層鋼板膠焊熔核形成過程分析

2.1 預壓接觸

在膠焊預壓階段，位于鋼板之間的膠層將會受到焊接壓力的作用而流動排開，使得三層鋼板之間相互接觸，從而使得整個模型出現(xiàn)明顯的應力分布.圖4所示為厚度 0.8 mm DC04低碳鋼+厚度 1.4 mm DP600雙相鋼+厚度 1.8 mm DP780雙相鋼三層鋼板膠焊時在電極壓力為 5.5 kN下的應力分布情況.由圖4可見，上、下電極的應力分布基本相同，但三層鋼板內(nèi)的應力分布存在明顯的上、下不對稱性，這是由于上層鋼板(DC04低碳鋼)與下層鋼板(DP780雙相鋼)的厚度和強度存在較大差異的緣故.整個接頭的最大應力出現(xiàn)在上層鋼板內(nèi)、距軸對稱線約 2.5 mm的區(qū)域(圖中黃色區(qū)域)，這是由于應力產(chǎn)生了邊緣集中現(xiàn)象的緣故.DC04低碳鋼在受到端面直徑為5 mm的電極帽壓緊后，在電極與鋼板接觸面的邊緣處產(chǎn)生的內(nèi)應力最大，導致該區(qū)域的鋼板最先達到屈服點而產(chǎn)生一定的翹曲變形.這種受壓變形有助于鋼板間膠層迅速排開.

圖4 三層鋼板膠焊預壓(5.5 kN)階段的應力分布Fig.4 Stress distribution after squeezing with 5.5 kN electrode force

圖5 三層鋼板之間的接觸壓力分布情況Fig.5 Contact pressure distributions between weld-bonding of 3-sheet

為進一步研究膠層在預壓后的應力分布情況，圖5示出了三層鋼板上、下接觸界面上的壓力分布情況.由圖5(a)可見，在預壓完成后通電階段剛開始的20 ms時，DC04低碳鋼與DP600雙相鋼鋼板之間的上接觸界面在距軸對稱線約3 mm的內(nèi)部區(qū)域都存在較大的接觸壓力，這意味著大量的膠層會在電極力作用下排擠出這一區(qū)域.由圖5(b)可見，相對應的下接觸界面(DP600雙相鋼與DP780雙相鋼)的膠層排擠區(qū)域略大于上接觸界面，接觸半徑約為 3.5 mm，這是由于下層的DP780雙相鋼強度較高、受壓時不易產(chǎn)生較大變形的緣故.由圖5還可見，在通電420 ms時，三層鋼板之間的接觸半徑都達到約4 mm，且兩個接觸界面在焊接過程中將有所擴大，膠層也會進一步排擠出焊接區(qū)域.

2.2 電熱場分析

膠層經(jīng)過電極力的預壓排擠后，使得三層鋼板之間能夠形成穩(wěn)定的物理接觸，以保證焊接電流的正常通過.圖6(a)所示為三層鋼板膠焊時在通電電流為 9.0 kA下形成的電場分布.由圖可知，整個電場分布主要集中在上、下電極之間，并在電極端面邊緣處出現(xiàn)了明顯的電流集中現(xiàn)象，但由于銅電極電阻很小，所以不會產(chǎn)生大量的電阻熱而影響鋼板之間的焊接.

三層鋼板在電場的作用下會產(chǎn)生電阻熱，從而使其溫度上升，直至熔化而形成熔核.然而，由于上、下層板材的不同，導致上、下接觸界面面積出現(xiàn)差異而影響整個接頭內(nèi)的電場分布，從而使得各層板材內(nèi)部產(chǎn)生不等量的電阻熱.圖6(b)所示為上、下接觸界面上的電流密度分布情況.可見，DC04低碳鋼與DP600雙相鋼鋼板接觸面的電流密度大于DP600雙相鋼與DP780雙相鋼鋼板接觸面的電流密度，這是由于上接觸界面的接觸半徑小于下接觸界面的緣故.

根據(jù)焦耳原理，電阻熱的形成與電流密度的平方、電阻率成正比，故上、下接觸界面上的不同電流密度將產(chǎn)生不同的電阻熱.圖7示出了焊接通電時間分別為100和400 ms時的電阻熱分布情況.可見，在通電100 ms時，上接觸界面和上層DC04低碳鋼內(nèi)部的電阻熱明顯多于下接觸界面周圍的電阻熱；而當焊接通電持續(xù)到400 ms時，下接觸界面以及下層DP780雙相鋼內(nèi)部的電阻熱多于上部的電阻熱，說明焊接過程中電阻熱的產(chǎn)生不僅與電場的分布有關，而且與鋼板厚度及其種類有關.

圖6 三層鋼板之間的電場分布情況Fig.6 Electric field and current density distributions in weld-bonding of 3-sheet

圖7 不同焊接時刻三層鋼板膠焊的電阻熱分布情況Fig.7 Heat generation distributions of weld-bonding of 3-sheet

2.3 熔核形成過程及實驗驗證

在膠焊過程中，膠層受到焊接壓力的作用而發(fā)生了一定的流動，但由于膠層本身的黏滯性，使得受焊接壓力排擠的膠層殘留在鋼板表面，改變了鋼板之間的接觸狀態(tài)，進而影響焊接過程.圖8所示為焊接初期(20 ms)三層鋼板膠焊與點焊的溫度場分布.可見，三層鋼板膠焊的溫度場主要分布在三層鋼板之間的兩個接觸界面上，且比點焊的溫度場更加集中、溫度較高.這是由于受膠層的影響，鋼板之間的接觸電阻增大，在焊接初期，因焊接電流的作用而在接觸界面上產(chǎn)生了更多的焦耳熱，所以膠焊的溫度更高、更集中.同時還可以看出，下接觸界面的溫度大于上接觸界面的溫度，這一現(xiàn)象同時存在于三層鋼板膠焊與點焊的接頭中.

圖8 焊接初期(20 ms)三層鋼板膠焊與點焊的溫度場對比Fig.8 Comparison of temperature distributions at the welding time of 20 ms in weld-bonding and resistance spot welding

在焊接電流的持續(xù)作用下三層鋼板接頭的溫度不斷升高，直至達到鋼材的熔點(約 1 500 ℃)，從而形成熔核.為準確描述三層鋼板之間的兩個接觸界面周圍的溫度上升過程，圖9示出了采用三層鋼板膠焊與點焊時兩個接觸界面中心點的溫度變化曲線.由圖9可見，在膠焊過程中，兩個接觸界面中心點的溫度上升速度比點焊過程中的溫度上升速度快.其中，中心點2在膠焊200 ms時達到熔點，較其在點焊情況下提前了約40 ms，從而導致膠焊比點焊更早地形成熔核.這主要是由于膠層在通電初期改變了鋼板間接觸電阻、產(chǎn)生了更多電阻熱的緣故.同時，熔核在DP600雙相鋼與DP780雙相鋼間接觸面的形成時刻比在DC04低碳鋼與DP600雙相鋼間接觸面的形成時刻提前約80 ms.進一步比較可知，位于DP600雙相鋼與DP780雙相鋼接觸面的中心點2的溫度總是高于DC04與DP600接觸面的中心點1的溫度.這是由于DP780雙相鋼的電阻比

DC04低碳鋼的電阻大，能夠產(chǎn)生更多的焦耳熱；同時，DP780雙相鋼鋼板的厚度較大，使得下接觸界面周圍的熱損失較少，從而有助于溫度的上升.

圖10所示為焊接通電時間為240 ms下三層鋼板膠焊與點焊時熔核形成的初始狀態(tài)圖.由圖10可知，對于厚度 0.8 mm DC04低碳鋼+厚度 1.4 mm DP600雙相鋼+厚度 1.8 mm DP780雙相鋼的三層鋼板接頭，膠焊和點焊的熔核都從下接觸界面(兩層雙相鋼之間)開始形成，這主要得益于雙相鋼較大的電阻率及較厚的板材厚度.此外，在相同焊接時間下，膠焊的熔核尺寸比點焊的熔核尺寸大，這是由于膠焊熔核的形成時刻比相同條件下點焊熔核的形成時刻早的緣故.

三層鋼板在電阻熱的作用下會逐漸熔化，相應地熔核區(qū)將會不斷擴大，直至焊接電流斷路，最終形成三層鋼板膠焊熔核.圖11所示為有限元模型計算的三層鋼板膠焊與點焊的熔核形態(tài)對比.可見，由于膠層引起的鋼板間接觸電阻的上升而使相同焊接參數(shù)下的膠焊熔核大于點焊熔核，其熔核直徑的增幅約為8%.另一方面，三層鋼板膠焊熔核尺寸在厚度方向存在明顯的不對稱性，即中層與下層鋼板之間的連接尺寸明顯大于上層與中層之間的連接尺寸.

圖10 膠焊與點焊時熔核初始形成時刻的形態(tài)對比Fig.10 Comparison of the initial weld nugget in weld-bonding and resistance spot welding

焊點熔核的形態(tài)與最終尺寸決定了焊接質量.圖12所示為有限元模型計算的三層鋼板膠焊及點焊所形成的熔核形態(tài)與其實驗結果對比.圖中：右半部分為模擬計算結果，其中三層鋼板中間的灰色區(qū)域為熔核區(qū)；左半部分為實際三層鋼板經(jīng)膠焊或點焊后的熔核金相顯微照片，其中虛線為焊點熔核邊界.可以看出，模型計算結果與實驗結果基本相符，從而驗證了本文所建模型的可靠性.

圖11 三層鋼板膠焊與點焊的最終熔核形態(tài)對比Fig.11 Comparison of the final weld nugget between the weld-bonding and resistance spot welding

圖12 三層鋼板膠焊與點焊的模型計算結果與實驗結果對比Fig.12 Experimental validation of the finite element model in weld-bonding and resistance spot welding

3 結論

(1) 所提三層鋼板膠焊熔核形成過程的有限元模型的計算結果與實驗結果基本吻合，從而驗證了其可靠性.

(2) 對于厚度 0.8 mm DC04低碳鋼+厚度 1.4 mm DP600雙相鋼+厚度 1.8 mm DP780雙相鋼的三層鋼板膠焊，膠層的存在會使相同電流下三層鋼板膠焊熔核的形成時刻比無膠層的點焊熔核形成時刻提前約40 ms，最終形成的焊核直徑增大了約8%.

(3) 對于厚度 0.8 mm DC04低碳鋼+厚度 1.4 mm DP600雙相鋼+厚度 1.8 mm DP780雙相鋼的三層鋼板膠焊，熔核在DP600雙相鋼與DP780雙相鋼間接觸面的形成時刻比在DC04低碳鋼與DP600雙相鋼間接觸面的形成時刻提前約80 ms，這是造成三層鋼板膠焊熔核尺寸在厚度方向明顯不對稱性的主要原因.