易金權(quán) 曾 凱 邢保英 肖智杰

（昆明理工大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，昆明 650500）

文 摘 針對(duì)DP590高強(qiáng)鋼，設(shè)計(jì)了一種雙脈沖直流點(diǎn)焊波形，開(kāi)展膠焊工藝試驗(yàn)研究，對(duì)比分析單脈沖膠焊與雙脈沖膠焊接頭的力學(xué)性能；建立膠焊仿真模型，分析雙脈沖膠焊溫度場(chǎng)的演變規(guī)律。結(jié)果表明：雙脈沖電流的引入能有效降低飛濺的產(chǎn)生，提高接頭質(zhì)量的穩(wěn)定性，其接頭的力學(xué)性能優(yōu)于單脈沖膠焊；其次，雙脈沖膠焊工藝熔核區(qū)存在兩次焊核增長(zhǎng)過(guò)程，熱循環(huán)曲線呈現(xiàn)“雙峰”特征，且熱輸入量高于單脈沖膠焊；雙脈沖膠焊接頭焊核直徑的模擬值和實(shí)際值均大于單脈沖膠焊接頭，仿真的焊核直徑分別為6.42、5.97mm，對(duì)應(yīng)的實(shí)際焊核直徑分別為6.61、5.77 mm。

0 引言

膠接點(diǎn)焊技術(shù)是一種將點(diǎn)焊和粘接技術(shù)相結(jié)合的復(fù)合型連接技術(shù)，不僅能提高接頭的靜載強(qiáng)度，而且能改善點(diǎn)焊接頭應(yīng)力分布，提高點(diǎn)焊接頭的疲勞強(qiáng)度和剝離強(qiáng)度，在航空航天和汽車(chē)工業(yè)領(lǐng)域具有廣泛應(yīng)用［1-4］。

Y.S.ZHANG等［5］對(duì)DP780雙相鋼膠焊接頭與點(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，膠焊的焊點(diǎn)拉剪力和能量吸收值均高于點(diǎn)焊。徐國(guó)成等［6］針對(duì)65Mn彈簧鋼點(diǎn)焊接頭進(jìn)行多脈沖回火過(guò)程的數(shù)值模擬，結(jié)果表明采用多脈沖回火熱處理方式具有較大的工藝窗口，更容易精確的控制熱輸入量的供給。羅震等［7］研究了回火脈沖對(duì)AISI420馬氏體不銹鋼電阻點(diǎn)焊接頭力學(xué)性能的影響，結(jié)果表明回火脈沖工藝能明顯提高接頭的韌性和強(qiáng)度。華昊等［8］研究單脈沖和多脈沖電流對(duì)AA5182鋁合金點(diǎn)焊工藝的影響，結(jié)果表明多脈沖有更寬的工藝窗口。孫曉嶼等［9］針對(duì)厚度分別為1.6和2.0 mm的DP780不等厚點(diǎn)焊接頭進(jìn)行數(shù)值模擬及試驗(yàn)驗(yàn)證，結(jié)果表明，模擬預(yù)測(cè)的熔核尺寸、失效剪切力與試驗(yàn)值之間誤差分別為2.05%和13.6%，焊接過(guò)程中的飛濺是導(dǎo)致誤差的主要原因。BIN WANG等［10］采用了仿真與試驗(yàn)相結(jié)合的方法，驗(yàn)證了多脈沖回火工藝有助于提高雙相鋼點(diǎn)焊接頭的機(jī)械性能。已有的研究結(jié)果表明：對(duì)于電阻點(diǎn)焊，更易采用多脈沖電流工藝，以達(dá)到避免焊接缺陷、提高接頭強(qiáng)度的目的。然而，針對(duì)膠接點(diǎn)焊的研究，目前只限于單脈沖工藝，采用雙脈沖工藝的研究鮮有報(bào)道。

本文針對(duì)DP590高強(qiáng)鋼，設(shè)計(jì)了一種雙脈沖直流點(diǎn)焊波形，開(kāi)展膠焊工藝試驗(yàn)研究，對(duì)比分析單脈沖膠焊與雙脈沖膠焊接頭的力學(xué)性能；建立膠焊仿真模型，分析雙脈沖膠焊溫度場(chǎng)的演變規(guī)律。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 材料及設(shè)備

DP590高強(qiáng)鋼薄板用于單脈沖膠焊和雙脈沖膠焊試驗(yàn)，連接尺寸為110mm×25mm×1.5mm，試件采用單搭方式如圖1所示，膠焊工藝選用的膠是DP460環(huán)氧樹(shù)脂膠，膠層厚度為0.2 mm。本試驗(yàn)使用的連接設(shè)備是MD-60中頻逆變直流點(diǎn)焊機(jī)，采用球面電極，電極材料為鉻鎬銅，電極頭端面直徑6 mm，曲率半徑10 mm。

圖1 膠焊試件幾何尺寸Fig.1 Geometry of the weld-bonded joints

1.2 試件制備

焊接前先用砂紙對(duì)試件焊接面進(jìn)行打磨，用酒精溶液擦拭去除表面的油污；然后在清洗干凈并且烘干的焊接面上涂膠，用專(zhuān)用夾具控制膠層的厚度，以保證膠層厚度的均勻；再借助中頻逆變直流點(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固化24 h。

1.3 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

為減少試驗(yàn)變量，先選定第二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，只考慮一次電流、一次電流時(shí)間和脈沖間隔時(shí)間三個(gè)變量，按照L9（34）型正交表如表1所示進(jìn)行正交試驗(yàn)。為減少試驗(yàn)誤差，每組參數(shù)下制備7個(gè)試件進(jìn)行拉伸剪切試驗(yàn)，設(shè)置拉伸速率為20 mm／min，試件設(shè)計(jì)遵從《GB／T15111—1994點(diǎn)焊接頭剪切拉伸疲勞試驗(yàn)方法》標(biāo)準(zhǔn)。

表1 工藝參數(shù)因素水平表Tab.1 Factor levels of welding parameters

2 結(jié)果及討論

2.1 雙脈沖膠焊的極差分析

正交試驗(yàn)結(jié)果如表2所示，根據(jù)極差數(shù)值的大小，獲得影響雙脈沖膠焊接頭拉剪載荷的主、次因素依次為一次電流大小、一次電流時(shí)間、脈沖間隔時(shí)間。分析極差Ri和峰值載荷隨因素水平變化的趨勢(shì)圖，如圖2所示，綜合得出最佳工藝參數(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。

從極差表中得出的最佳工藝參數(shù)進(jìn)行工藝性驗(yàn)證試驗(yàn)，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均高于正交試驗(yàn)中的平均抗剪強(qiáng)度。在此參數(shù)基礎(chǔ)之上，繼續(xù)提高或降低焊接工藝參數(shù)，如增加焊接電流、焊接時(shí)間或者減少脈沖間隔時(shí)間，發(fā)現(xiàn)均有焊接飛濺的產(chǎn)生，因此確定該工藝參數(shù)：一次電流時(shí)間80 ms，一次電流12.0 kA，脈沖間隔時(shí)間40 ms，二次電流時(shí)間60 ms，二次電流12.0 kA，電極壓力0.3 MPa為雙脈沖膠焊的最佳工藝參數(shù)。由前期的正交試驗(yàn)，并通過(guò)極差分析和方差分析，得到單脈沖膠焊的最佳工藝參數(shù)：焊接電流14.0 kA，焊接時(shí)間70 ms，電極壓力0.5 MPa。

表2 極差分析表Tab.2 Range analysis table

圖2 峰值載荷隨因素水平變化趨勢(shì)圖Fig.2 Influence of process parameters on peak load

2.2 接頭的力學(xué)性能

在單脈沖和雙脈沖膠焊最佳工藝參數(shù)下，每組制備7個(gè)試件，通過(guò)對(duì)2組試件進(jìn)行重復(fù)性拉伸-剪切試驗(yàn)，得到接頭的抗剪強(qiáng)度。計(jì)算出每組試件的平均抗剪強(qiáng)度，選取每組試件中抗剪強(qiáng)度接近平均值的一條曲線建立載荷-位移曲線（圖3），可見(jiàn)單脈沖和雙脈沖膠焊接頭載荷-位移曲線都呈現(xiàn)兩個(gè)峰值，其中峰值一為膠層處的失效載荷，峰值二為點(diǎn)焊處失效載荷。單脈沖膠焊接頭在膠層處和點(diǎn)焊處的抗剪強(qiáng)度均小于雙脈沖膠焊接頭的抗剪強(qiáng)度，分析兩種膠焊接頭發(fā)現(xiàn)，單脈沖膠焊在最佳工藝參數(shù)下，電極壓力較大導(dǎo)致接頭翹曲嚴(yán)重，在拉伸過(guò)程中膠層先失效，且雙脈沖膠焊平均抗剪強(qiáng)度為9 921.67 N；單脈沖膠焊平均抗剪強(qiáng)度9 006.01 N。單脈沖膠焊平均抗剪強(qiáng)度小于雙脈沖膠焊平均抗剪強(qiáng)度，因此在拉剪試驗(yàn)中，雙脈沖膠焊接頭的力學(xué)性能優(yōu)于單脈沖膠焊接頭的力學(xué)性能。

圖3 單脈沖膠接點(diǎn)焊與雙脈沖膠接點(diǎn)焊載荷位移曲線Fig.3 Single pulse and double pulse weld-bonded load displacement curves

3 數(shù)值模擬

3.1 膠焊接頭模型網(wǎng)格劃分和條件設(shè)置

建立膠焊接頭的幾何模型，將其劃分為六面體單元的網(wǎng)格模型，采用Simufact.welding軟件進(jìn)行膠焊工藝的仿真分析。由于膠焊接頭在電極預(yù)壓力作用后中間會(huì)有一層很薄的膠膜，因此設(shè)置兩板之間接觸電阻參數(shù)為：電阻率為15μΩ·m［11］，接觸電阻厚度為0.2mm。考慮實(shí)際焊接過(guò)程，邊界條件可簡(jiǎn)化為在搭接區(qū)上、下板均受夾持力，夾持力大小50 N／mm，仿真中使用的焊接參數(shù)與試驗(yàn)使用的焊接參數(shù)一致，其單脈沖和雙脈沖膠焊均選取最佳工藝參數(shù)。

3.2 仿真結(jié)果及分析

圖4所示為DP590高強(qiáng)鋼在單脈沖膠焊下熔核的形成過(guò)程。由圖4（b）可見(jiàn)，在通電初期，兩板之間的貼合面最先有熔核的形成，在壓力與電流作用下，兩板間處于塑性粘連狀，板間接觸電阻大，產(chǎn)生熱量大，因此熔核最初形成于兩板材貼合面。逐漸延長(zhǎng)焊接時(shí)間，融化的金屬也逐漸增加，中心熔核沿橫向和徑向兩個(gè)方向擴(kuò)張，如圖4（c）（d）所示。當(dāng)熱輸入結(jié)束時(shí)，在冷卻水及工件與空氣對(duì)流散熱作用下，試件溫度逐漸下降，熔核區(qū)金屬逐漸凝固，如圖4（e）（f）所示。

圖4 單脈沖膠焊接頭不同時(shí)刻溫度場(chǎng)分布Fig.4 Temperature distribution of single pulse weld-bonded joint at different time

雙脈沖膠焊與單脈沖膠焊形核過(guò)程不同，雙脈沖電流之間有脈沖間隔的作用，此脈沖間隔階段的熱輸入為零。如圖5（a）～（c）所示，第一個(gè)脈沖電流作用時(shí)，熔核開(kāi)始逐漸形成，此階段為熔核直徑的第一個(gè)增長(zhǎng)期。而從圖5（c）（d），為脈沖間隔階段，由于有冷卻水的作用，熔核邊緣已經(jīng)熔化的金屬又再次凝固。當(dāng)?shù)诙€(gè)脈沖電流作用時(shí)，為熔核直徑的第二個(gè)增長(zhǎng)期，直到達(dá)到熔核的最大值，如圖5（e）所示。由圖5（e）（f）所示，為接頭冷卻階段的溫度場(chǎng)變化，隨著試件溫度的下降，熔核區(qū)金屬逐漸由外向內(nèi)凝固，最后凝固于熔核區(qū)中心，這也解釋了為何縮孔現(xiàn)象總是發(fā)生在熔核中心位置。

圖5 雙脈沖膠焊接頭不同時(shí)刻溫度場(chǎng)分布Fig.5 Temperature distribution of double pulse weld-bonded joint at different time

如圖6所示為焊點(diǎn)內(nèi)部任意點(diǎn)的溫度隨時(shí)間的變化曲線，從而能得到熔核成形過(guò)程中的加熱及冷卻速度。對(duì)單脈沖和雙脈沖膠焊兩種接頭均選取過(guò)焊點(diǎn)中心的截面，如圖6（a）所示，在軸向和徑向兩個(gè)方向觀察不同點(diǎn)之間的熱循環(huán)曲線。

單脈沖膠焊接頭熱循環(huán)曲線，如圖6（b）（c）所示，隨著焊接時(shí)間的增加，熔核區(qū)的溫度陡升，當(dāng)焊接電流降為0時(shí)達(dá)到最大值，隨后在電極壓力和冷卻水的作用，降溫速度很快，最后電極頭離開(kāi)焊接面，所有點(diǎn)的降溫速度漸緩。可以發(fā)現(xiàn)距離熔核中心A點(diǎn)距離相近的G點(diǎn)和J點(diǎn)，J點(diǎn)的溫度均高于G點(diǎn)，電極的軸向方向在冷卻水的作用下散熱更快，由此可知熔核直徑呈現(xiàn)橢圓形的原因。如圖6（d）（e）所示，為雙脈沖膠焊的熱循環(huán)曲線，所有曲線均呈現(xiàn)兩個(gè)峰值，說(shuō)明熔核存在兩次增長(zhǎng)期，其中第一個(gè)峰值溫度隨時(shí)間的下降過(guò)程是脈沖間隔階段，此階段沒(méi)有熱輸入且有冷卻水的作用，所以溫度驟降；隨著時(shí)間的延長(zhǎng)，在第二個(gè)脈沖電流的作用下，熔核區(qū)溫度再次上升，有凝固的金屬再次融化，但是A-D點(diǎn)及A-J點(diǎn)的區(qū)域內(nèi)熔核在形成過(guò)程中沒(méi)有經(jīng)歷二次凝固的過(guò)程。單脈沖膠焊接頭和雙脈沖膠焊接頭最高點(diǎn)溫度分別是2 984和3 248℃，這說(shuō)明雙脈沖膠焊接頭熱輸入量高于單脈沖膠焊接頭，且高的熱輸入量會(huì)增大雙脈沖膠焊的熔核直徑。

圖6 單脈沖和雙脈沖膠焊熱循環(huán)曲線Fig.6 Thermal cycle curve of single pulse weld-bonded and double pulse weld-bonded joint

兩種接頭焊核尺寸的仿真與實(shí)際結(jié)果如圖7所示，并將實(shí)際焊核直徑與模擬焊核直徑進(jìn)行對(duì)比，如表3所示，其結(jié)果表明雙脈沖膠焊的熔核直徑大于單脈沖膠焊熔核直徑，且發(fā)現(xiàn)實(shí)際值與模擬結(jié)果有很好的一致性，誤差在5%以?xún)?nèi)。這也驗(yàn)證在溫度場(chǎng)中的結(jié)論，即接頭的熱輸入量增多，接頭更多的區(qū)域溫度高于金屬熔點(diǎn)，使得所形成的液態(tài)金屬體積更大，在通電結(jié)束后有更大的熔核直徑。在接頭沒(méi)有焊接缺陷和飛濺的情況下，接頭的直徑越大其抗拉強(qiáng)度越好，這與力學(xué)性能試驗(yàn)所得結(jié)果相符。

圖7 兩種接頭焊核形狀仿真結(jié)果和金相結(jié)果Fig.7 Simulation and metallographic results of joint nugget shape of double joints

表3 仿真與實(shí)測(cè)焊核直徑的對(duì)比Tab.3 Com parison between simulated and measured weld nugget diameter mm

4 結(jié)論

（1）通過(guò)對(duì)DP590高強(qiáng)鋼正交試驗(yàn)的極差分析，獲得雙脈沖膠焊最佳工藝參數(shù)：一次電流時(shí)間80 ms，一次電流12.0 kA，脈沖間隔時(shí)間40 ms，二次電流時(shí)間60 ms，二次電流12.0 kA，電極壓力0.3 MPa。影響雙脈沖膠焊接頭拉剪載荷的主、次因素依次為一次電流、一次電流時(shí)間、脈沖間隔時(shí)間。雙脈沖膠焊接頭的平均抗剪強(qiáng)度（9 921.67 N）優(yōu)于單脈沖膠焊接頭的平均抗剪強(qiáng)度（9 006.01 N）。

（2）單脈沖膠焊接頭的熔核只存在一個(gè)增長(zhǎng)期，雙脈沖膠焊接頭存在兩次熔核的增長(zhǎng)。雙脈沖膠焊接頭在兩次熱輸入的作用下，熱循環(huán)曲線呈現(xiàn)“雙峰”特征，熱輸入量大于單脈沖。單脈沖和雙脈沖膠焊仿真的焊核直徑分別為5.97、6.42 mm，對(duì)應(yīng)的實(shí)際焊核直徑分別為5.77、6.61mm，雙脈沖膠焊接頭焊核直徑的模擬值和實(shí)際值均大于單脈沖膠焊接頭，模擬預(yù)測(cè)的熔核尺寸相對(duì)于試驗(yàn)測(cè)得的結(jié)果誤差都在5%以?xún)?nèi)，說(shuō)明模擬的熔核尺寸精確度較高。