閻換麗，周 佳，萬(wàn)鑫銘，周 舟，趙清江，馮 毅，趙 巖，方 剛

（中國(guó)汽車工程研究院，重慶 401122）

汽車安全性一方面取決于汽車零部件材料本身的強(qiáng)度，另一方面則取決于零部件之間的連接強(qiáng)度。點(diǎn)焊是目前汽車制造應(yīng)用最廣泛的連接工藝。據(jù)統(tǒng)計(jì)，目前普通乘用車身上點(diǎn)焊數(shù)量大約有2 000 ～5 000 個(gè)，因此點(diǎn)焊強(qiáng)度性能對(duì)汽安全性方面影響顯著。此外，迫于能源、環(huán)境和安全方面的壓力，先進(jìn)高強(qiáng)鋼（Advanced High Strength Steel，AHSS）在汽車輕量化方面的應(yīng)用是大勢(shì)所趨。由于AHSS 為組織強(qiáng)化類鋼，焊后熔核經(jīng)冷卻易生成高淬硬馬氏體，使接頭冷裂趨向增加，且點(diǎn)焊過(guò)程中因基體強(qiáng)度高而易產(chǎn)生飛濺、縮孔等缺陷，使焊點(diǎn)承載能力下降[1-3]。因此，為滿足這些新材料在汽車上的應(yīng)用要求，針對(duì)其點(diǎn)焊工藝及焊接性能方面的研究意義重大。

近年來(lái)，針對(duì)汽車零部件點(diǎn)焊動(dòng)態(tài)強(qiáng)度性能的研究成為國(guó)內(nèi)外的熱點(diǎn)問(wèn)題之一。因?yàn)槠嚺鲎泊蠖及l(fā)生在高速行駛過(guò)程中，所以點(diǎn)焊的動(dòng)態(tài)強(qiáng)度較靜態(tài)強(qiáng)度對(duì)評(píng)價(jià)車身的防撞性能更有意義。長(zhǎng)期以來(lái)，多采用剪切拉伸、十字拉伸和拉伸剝離等試驗(yàn)方法測(cè)試、評(píng)價(jià)焊點(diǎn)的靜態(tài)強(qiáng)度[4-12]。而近年來(lái)，國(guó)外開始采用沖擊法來(lái)評(píng)價(jià)焊點(diǎn)的動(dòng)態(tài)強(qiáng)度[13-19]。通過(guò)沖擊試驗(yàn)獲得焊點(diǎn)的斷裂模式、吸收功、承載能力等信息，將這些信息與熔核直徑、載荷模式、基材性能以及點(diǎn)焊工藝等相結(jié)合，即可作為對(duì)車身安全性能評(píng)價(jià)的重要基礎(chǔ)數(shù)據(jù)之一。此外，近年來(lái)計(jì)算機(jī)模擬已成為研究汽車車身或零部件抗碰撞性能的重要方法之一，這一領(lǐng)域目前也迫切需要詳實(shí)可靠的點(diǎn)焊動(dòng)態(tài)性能數(shù)據(jù)做支撐。其中，模擬過(guò)程中點(diǎn)焊沖擊強(qiáng)度是一個(gè)決定性的影響因素，必須在大量可靠的試驗(yàn)數(shù)據(jù)基礎(chǔ)上，建立起沖擊強(qiáng)度與載荷模式、基材強(qiáng)度、結(jié)構(gòu)尺寸以及應(yīng)變速率等參數(shù)之間的關(guān)系，并將其納入到碰撞模擬模型中。綜上所述，當(dāng)前汽車制造業(yè)對(duì)點(diǎn)焊沖擊性能的可靠、精確測(cè)試技術(shù)的需求非常迫切。

本研究針對(duì)國(guó)內(nèi)某鋼廠生產(chǎn)的DP800、DP800-Z、22MnB5 三種典型先進(jìn)汽車高強(qiáng)鋼材料，利用專用點(diǎn)焊沖擊性能試驗(yàn)機(jī)開展了系統(tǒng)的點(diǎn)焊動(dòng)態(tài)沖擊試驗(yàn)，獲得了在瞬時(shí)沖擊條件下焊點(diǎn)的沖擊性能數(shù)據(jù)。在此基礎(chǔ)上，采用數(shù)據(jù)分析、相關(guān)微觀表征試驗(yàn)技術(shù)手段，討論了幾種鋼材焊點(diǎn)沖擊力學(xué)性能與焊接工藝、焊點(diǎn)尺寸、母材性能等的關(guān)系，建立了對(duì)應(yīng)的性能物理模型。

1 試驗(yàn)設(shè)備、材料、方法

1.1 沖擊設(shè)備

本試驗(yàn)由本體、擺錘、沖擊夾具、輔助裝置、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、數(shù)據(jù)處理系統(tǒng)以及計(jì)算機(jī)控制系統(tǒng)構(gòu)成。點(diǎn)焊沖擊試驗(yàn)機(jī)的實(shí)物照片如圖1 所示。本體采用標(biāo)準(zhǔn)的工業(yè)化擺錘沖擊試驗(yàn)機(jī)[21]，其擺錘提升、安全插銷、擺錘釋放、沖擊控制等功能可直接利用。為適應(yīng)點(diǎn)焊薄板試樣的沖擊試驗(yàn)，將標(biāo)準(zhǔn)的沖擊試驗(yàn)機(jī)的擺錘和夾具進(jìn)行改造。在本體的擺錘轉(zhuǎn)軸上增加編碼器，用于測(cè)量擺錘的角度，實(shí)現(xiàn)對(duì)試驗(yàn)機(jī)的控制以及沖擊功的計(jì)算。本試驗(yàn)機(jī)的數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)主要由計(jì)算機(jī)、測(cè)力傳感器、增量編碼器、應(yīng)變儀和高速數(shù)據(jù)采集卡組成。

圖1 沖擊試驗(yàn)系統(tǒng)外觀

1.2 沖擊試樣

3 種先進(jìn)汽車高強(qiáng)鋼材的基本信息及力學(xué)性能特性見表1 ～2。焊點(diǎn)沖擊試樣的尺寸規(guī)格為：長(zhǎng)100 mm，寬50 mm，如圖2 所示。

圖2 焊點(diǎn)沖擊試樣的尺寸規(guī)格

表1 三種鋼材的基本信息

表2 三種鋼材的力學(xué)性能

1.3 焊點(diǎn)工藝

本試驗(yàn)選用中頻逆變點(diǎn)焊試驗(yàn)機(jī)。此外，采用標(biāo)準(zhǔn)的?16 mm×20 mm 電極頭作為焊接工裝，基于3 種鋼材的厚度規(guī)格（≤1.5 mm），電極頭先端直徑為?6 mm，電極力為3.6 kN，升壓時(shí)間為100 ms，預(yù)壓時(shí)間為500 ms，焊接時(shí)間為230 ms，保壓時(shí)間為250 ms，脈沖次數(shù)為1。試驗(yàn)過(guò)程中僅改變焊接電流，其它參數(shù)保持不變。焊接電流變化范圍的選取，統(tǒng)一以鋼板件可以發(fā)生焊接結(jié)合為起點(diǎn)，逐步增大焊接電流直至發(fā)生飛濺結(jié)束，中間選取的電流變化幅度值為0.2 ～0.3 kA。針對(duì)本研究采用的3 種鋼材，重復(fù)焊接11 次，其中3 件為撕裂剝離試樣，用于測(cè)量焊點(diǎn)大小尺寸；3 件為剪切試樣，用于測(cè)量焊點(diǎn)的最大靜態(tài)剪切力；5 件為沖擊試樣，用于測(cè)量焊點(diǎn)動(dòng)態(tài)沖擊性能。

2 試驗(yàn)結(jié)果

DP800 焊點(diǎn)的沖擊位移-力曲線隨焊接電流的變化規(guī)律如圖3 所示。由圖可知，隨著焊接電流增大，焊點(diǎn)的沖擊載荷隨位移量的曲線由平滑向振蕩形態(tài)變化，這是由沖擊試驗(yàn)本身的特性決定的。當(dāng)焊接電流較低時(shí)，焊點(diǎn)強(qiáng)度較低，在一定沖擊加載能量條件下焊點(diǎn)趨向于一次性沖斷；隨著焊接電流的提升，焊點(diǎn)強(qiáng)度增大，此時(shí)，在同樣的加載能量條件下，焊點(diǎn)的抗沖擊能力增強(qiáng)，使整個(gè)焊點(diǎn)變形過(guò)程延長(zhǎng)（位移量增加），焊點(diǎn)應(yīng)力狀態(tài)將發(fā)生階段性變化，而慣性效應(yīng)又將誘發(fā)“多次沖擊”現(xiàn)象，從而導(dǎo)致載位移-力曲線出現(xiàn)震蕩。而曲線段的延長(zhǎng)也意味著焊點(diǎn)吸能量的增大，這說(shuō)明靜態(tài)條件下具有最優(yōu)力學(xué)性能的焊點(diǎn)同樣具有最佳的吸能能力。

圖3 DP800 焊點(diǎn)沖擊位移-力曲線隨焊接電流的變化規(guī)律

3 種先進(jìn)高強(qiáng)鋼的沖擊載荷力-沖擊吸收功隨焊接電流的變化規(guī)律基本一致，如圖4 所示。由圖可知，隨著電流增大，沖擊載荷力與吸收功均呈增加趨勢(shì)，但是當(dāng)焊接電流增大至飛濺狀態(tài)后，沖擊載荷與吸收功又有所降低，這與靜態(tài)力學(xué)性能測(cè)試結(jié)果完全一致。說(shuō)明飛濺不僅影響焊點(diǎn)的靜態(tài)強(qiáng)度，也會(huì)對(duì)焊點(diǎn)在實(shí)際碰撞過(guò)程中體現(xiàn)出來(lái)的吸能效果等產(chǎn)生不良影響。

圖4 點(diǎn)焊沖擊性能隨焊接電流的變化規(guī)律

相比于同一焊接參數(shù)條件下的靜態(tài)拉伸性能值，3 種先進(jìn)高強(qiáng)鋼的動(dòng)態(tài)峰值沖擊載荷力明顯更高，如圖5 所示。這顯然與金屬材料特有的應(yīng)變速率敏感性有關(guān)。隨著加載速率的提升，焊點(diǎn)的“脆性”增強(qiáng)。有研究表明：在高速應(yīng)變條件下，焊點(diǎn)處開動(dòng)的滑移系較靜態(tài)更多，滑移系的增加又將顯著增大焊點(diǎn)內(nèi)部的位錯(cuò)密度，大量位錯(cuò)間彼此相互纏結(jié)、釘扎，對(duì)其它位錯(cuò)的運(yùn)動(dòng)將產(chǎn)生更為強(qiáng)烈的阻礙作用，最終使焊點(diǎn)沖擊力學(xué)性能高于靜態(tài)力學(xué)性能。由圖5 可知，當(dāng)焊點(diǎn)直徑較小時(shí)（對(duì)應(yīng)小電流），焊點(diǎn)沖擊性能值與其靜態(tài)拉伸性能值之間的差異性不大，甚至更低。只有當(dāng)焊點(diǎn)尺寸較大時(shí)，其沖擊峰值載荷力相比于靜態(tài)力才會(huì)明顯增大。

圖5 點(diǎn)焊靜、動(dòng)態(tài)沖擊性能值關(guān)系

3 種鋼焊點(diǎn)的沖擊失效模式，如圖6 所示。試驗(yàn)結(jié)果表明：隨著焊接電流提升，DP800 與DP800-Z 焊點(diǎn)失效模式逐漸由界面分離過(guò)渡至母材撕裂；22MnB5 焊點(diǎn)失效模式則是由界面撕裂逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)榧~扣拔出，此外，當(dāng)發(fā)生飛濺時(shí)，3 種鋼焊點(diǎn)失效均為紐扣拔出模式。與靜態(tài)性能測(cè)試結(jié)果一致，3 種鋼材中DP800-Z 最易于以紐扣拔出模式發(fā)生失效，22MnB5 最趨向于以界面分離模式發(fā)生失效，如圖7a 所示。此外，在沖擊加載條件下發(fā)生紐扣拔出或母材撕裂時(shí)所對(duì)應(yīng)的參數(shù)范圍相比于靜態(tài)更加窄化，說(shuō)明在沖擊模式下，鋼種焊點(diǎn)將呈現(xiàn)出更為明顯的“脆化”趨向，具體可表現(xiàn)為相比于傳統(tǒng)鋼材，在碰撞過(guò)程中先進(jìn)高強(qiáng)鋼焊點(diǎn)更趨向于先于母材發(fā)生失效，如圖7b 所示。

圖6 焊點(diǎn)沖擊失效模式示例

圖7 焊點(diǎn)的失效模式轉(zhuǎn)變規(guī)律

如前所述，與靜態(tài)加載條件下的焊點(diǎn)失效模式變化規(guī)律一致，在動(dòng)態(tài)沖擊條件下3 種鋼焊點(diǎn)隨直徑大小變化所體現(xiàn)出來(lái)的規(guī)律性也是由界面分離模式逐漸向母材撕裂（紐扣拔出）模式轉(zhuǎn)變，在發(fā)生飛濺條件下則均體現(xiàn)出紐扣拔出模式，僅是對(duì)應(yīng)的失效模式轉(zhuǎn)變區(qū)間存在差異性。由圖8 可知，在相同焊接參數(shù)條件下，3 種鋼在沖擊加載條件下焊點(diǎn)失效斷口體現(xiàn)出更為明顯的脆性斷裂特性。

3 沖擊性能模型

基于當(dāng)前國(guó)內(nèi)外金屬材料焊點(diǎn)力學(xué)性能研究成果，建立動(dòng)態(tài)沖擊條件下3 種鋼焊點(diǎn)的應(yīng)力、載荷力預(yù)測(cè)模型，以對(duì)實(shí)際汽車零部件連接安全性能設(shè)計(jì)仿真提供指導(dǎo)依據(jù)。SYMONDS[21]、SOROUSHIAN[22]及MALVER[23]均從動(dòng)力強(qiáng)度增大系數(shù)的角度來(lái)描述各類金屬材料焊縫在高速條件下的力學(xué)特性，提出了多個(gè)典型預(yù)測(cè)模型。其中，以Symonds 模型應(yīng)用最普遍，該模型具體表述如式（1）所示。

式中：DIF為高速條件下材料的動(dòng)力增大系數(shù)為動(dòng)態(tài)條件下材料的極限強(qiáng)度，MPa；σu為準(zhǔn)靜態(tài)條件下材料的極限強(qiáng)度，MPa；ε˙為應(yīng)變率；D與n均為常數(shù)系數(shù)。D根據(jù)不同鋼種而異，n參照國(guó)外經(jīng)驗(yàn)數(shù)據(jù)統(tǒng)一取3.91。

根據(jù)3 種鋼焊點(diǎn)在準(zhǔn)靜態(tài)、動(dòng)態(tài)條件下的極限強(qiáng)度，可以直接得到相應(yīng)的焊點(diǎn)動(dòng)力強(qiáng)度增大系數(shù)值，見表3。由表可知，DP800-Z 具有最高動(dòng)力強(qiáng)度增大系數(shù)值，也進(jìn)一步驗(yàn)證了其對(duì)沖擊應(yīng)變速率具有最強(qiáng)的敏感性。在厚度規(guī)格相同條件下22MnB5 焊點(diǎn)對(duì)沖擊應(yīng)變速率敏感性低于DP800。

表3 焊點(diǎn)靜、動(dòng)態(tài)強(qiáng)度及動(dòng)力增大系數(shù)

將由測(cè)試得到的在既定初始沖擊條件下的應(yīng)變率ε˙及n值代入式（1）即可得到對(duì)應(yīng)的D值，見表4。

表4 焊點(diǎn)的力增大相關(guān)參量值

應(yīng)當(dāng)指出的是上述D與n是與材料本身相關(guān)的參量，與應(yīng)變率無(wú)關(guān)，由此得到3 種鋼焊點(diǎn)動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增大系數(shù)模型，具體如式（2）～（4）所示。利用此模型通過(guò)測(cè)量準(zhǔn)靜態(tài)條件下焊點(diǎn)的極限強(qiáng)度，預(yù)測(cè)任意應(yīng)變速率條件下的焊點(diǎn)沖擊性能，所得公式如下。

CHAO 等[15]近年來(lái)在傳統(tǒng)的JC、CS 模型基礎(chǔ)上建立了一種新的適用于焊點(diǎn)的應(yīng)力預(yù)測(cè)模型，具體如式（5）所示。

式中：σ為焊點(diǎn)沖擊應(yīng)力，N；σ0為焊點(diǎn)準(zhǔn)靜態(tài)加載應(yīng)力，為應(yīng)變率；為基準(zhǔn)應(yīng)變率；C1、C2及C3為常數(shù)。

將3 種鋼焊點(diǎn)的沖擊應(yīng)變率、基準(zhǔn)應(yīng)變率（設(shè)定為0.1 s-1）、不同直徑焊點(diǎn)對(duì)應(yīng)的準(zhǔn)靜態(tài)極限強(qiáng)度、沖擊極限強(qiáng)度代入式（2）～（4）中，通過(guò)數(shù)據(jù)擬合，求得C1、C2及C3，進(jìn)而建立焊點(diǎn)的沖擊應(yīng)力預(yù)測(cè)模型，具體如式（6）～（8）所示。

將3 種鋼焊點(diǎn)準(zhǔn)靜態(tài)應(yīng)力應(yīng)變函數(shù)關(guān)系模型——可通過(guò)對(duì)焊點(diǎn)靜態(tài)拉伸曲線數(shù)據(jù)按照冥指數(shù)關(guān)系模型進(jìn)行擬合獲得，如式（9）所示，代入到到式（6）～（8）中，即可得到3 種鋼焊點(diǎn)的動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系模型，如式（10）～（12）所示。該模型可用于指導(dǎo)汽車零件點(diǎn)焊接頭碰撞安全過(guò)程模擬分析，具有一定的工程價(jià)值。

4 結(jié)論

（1）基于專用金屬材料點(diǎn)焊沖擊性能試驗(yàn)機(jī)系統(tǒng)，針對(duì)國(guó)內(nèi)某鋼鐵企業(yè)生產(chǎn)的3 種先進(jìn)汽車高強(qiáng)鋼材料——DP800、DP800-Z、22MnB5，開展了焊點(diǎn)動(dòng)態(tài)沖擊性能試驗(yàn)。

（2）隨著焊接電流增大，焊點(diǎn)沖擊載荷隨位移量的曲線由平滑向振蕩形態(tài)變化。

（3）三種先進(jìn)高強(qiáng)鋼沖擊載荷力-沖擊吸收功隨焊接電流的變化規(guī)律基本一致，即隨著電流增大，沖擊載荷力與吸收功均呈增加趨勢(shì)，但是當(dāng)焊接電流增大至飛濺狀態(tài)后，沖擊載荷與吸收功又有所降低。

（4）三種先進(jìn)高強(qiáng)鋼動(dòng)態(tài)峰值沖擊載荷力相對(duì)靜態(tài)較高，即焊點(diǎn)沖擊力學(xué)性能高于靜態(tài)力學(xué)性能。

（5）隨著焊接電流提升，DP800 與DP800-Z焊點(diǎn)失效模式逐漸由界面分離過(guò)渡至母材撕裂；22MnB5 焊點(diǎn)失效模式則是由界面撕裂逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)榧~扣拔出。此外，當(dāng)發(fā)生飛濺時(shí)，3 種鋼焊點(diǎn)失效均為紐扣拔出模式。在沖擊模式下，鋼種焊點(diǎn)將呈現(xiàn)出更為明顯的“脆化”趨向。

（6）基于Symonds、Chao 等模型，建立3 種鋼焊點(diǎn)的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能模型，可實(shí)現(xiàn)對(duì)動(dòng)態(tài)沖擊條件下焊點(diǎn)應(yīng)力的預(yù)測(cè)，并獲得應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，可指導(dǎo)實(shí)際點(diǎn)焊接頭碰撞安全過(guò)程模擬分析，具有一定的工程價(jià)值。