金泉軍，高 明，呂玲芳，曾 泳

浙江吉利遠程新能源商用車集團有限公司，浙江 杭州 311228

0 前言

隨著全球能源與環(huán)境危機的日益加重，節(jié)能減排已成為當代汽車設計和制造所面臨的重要課題［1-2］。研究表明，燃油消耗的50%是汽車自重引起的，減少車重成為降低燃油消耗的最有效措施［3-4］。目前各大主機廠廣泛應用高強度鋼，但由于其含碳量較低及合金元素含量較高等特點，在進行電阻點焊時，熔化的高溫奧氏體在快速冷卻（約2 000 ℃/s）形成熔核的過程中，其溫度變化曲線會直接穿越馬氏體相變臨界區(qū)域，熔核中會產生不同含量和分布的馬氏體［5-7］，易產生氣孔、裂紋及內部殘余應力分布不均等缺陷。因此，當進行焊點拉剪力學性能測試時，焊點失效模式除傳統(tǒng)的熔核剝離（Button Pullout）外，還將出現(xiàn)從熔核區(qū)界面撕裂（Interfacial Fracture）的模式［8-9］，傳統(tǒng)經驗公式將難以適用，無法保證在力學測試時獲得焊點撕裂失效模式。

焊點界面撕裂的力學性能因素表明［10］，當熔核受拉剪力作用時，焊點的不同失效模式是由對應失效區(qū)所能承受的極限應力決定：發(fā)生焊點界面撕裂模式是由于熔核界面的拉應力σ達到極限值σmax；發(fā)生焊點熔核剝離模式是由于熔核周邊熱影響區(qū)受到的剪應力τ達到極限值τmax。而影響焊點力學性能的因素主要是焊點的熔核直徑、壓痕等形貌，因此，迫切需要建立新的熔核直徑理論評價模型來評價焊點界面撕裂問題。

本文針對焊點力學測試中采用的正向拉伸試驗方式，對高強度鋼點焊焊點進行力學建模分析，根據兩種不同失效模式（界面撕裂和熔核剝離）下焊點所能承受最大載荷來計算臨界熔核直徑，進而獲得評價焊點失效模式的特征指標，并通過正交試驗方法對理論推導結果進行驗證。

1 焊點界面撕裂評價模型建立

1.1 不同失效模式時焊點受載分析

1.1.1 界面撕裂模式下的焊點受載

將焊點假設為圓柱體，如圖1所示。在進行拉伸試驗時，熔核區(qū)承受切向剪切應力，假設熔核直徑為d（半徑為r），熔核區(qū)厚度為2t，所受的拉伸力為Ftension。在發(fā)生焊點界面撕裂模式時，由于熔核界面剪應力τ達到最大承受極限τnuggetmax。此時假設熔核內部組織均勻，純拉剪狀態(tài)焊點界面剪應力分布為均勻分布，如圖2所示，圖中“×”表示應力分布點。

圖1 熔核界面撕裂受力模型Fig.1 Stress model of interface tearing of molten nucleus

圖2 熔核界面撕裂剪應力分布Fig.2 Distribution of tear shear stress at the interface of molten nucleus

圖中“×”的微分面積為：

式中x為從焊核中心到某處的距離。

則剪應力τ是“×”的多項式函數：

式中R為界面失效熔核半徑；σnuggetmax為發(fā)生界面撕裂時，熔核界面所能承受的極限拉應力。

熔核界面撕裂時，所能承受的拉伸力為

式中 其中Ftension為發(fā)生界面撕裂（Interfacial Frac‐ture）模式時，熔核所能承受的最大拉伸力。

1.1.2 熔核剝離模式下的焊點受載

熔核剝離模式下，整個熔核從母材中分離，失效位置為熔核周邊熱影響區(qū)，由于該區(qū)域承受的剪應力達到所能承受的極限應力，而最終導致失效。

此時焊點的受力模型如圖3所示，假設熔核厚度為2t，熔核失效處直徑為d，在拉剪力作用下，熔核失效區(qū)的邊緣圓周受到均勻的極限拉剪應力（見圖4）。

圖3 焊點熔核剝離受力模型Fig.3 Stress model of button pull-out of spot-welded joint

圖4 焊點熔核剝離拉剪應力分布Fig.4 Tensile and shear stress distribution of button pull-out of spotwelded joint

則位置θ處的微分面積為：

式中t為鋁合金厚度；r為剝離失效熔核半徑。

由于該位置的剪應力為τmax，故該處的剪力微分為：

熔核剝離時，所能承受的最大剪力為

式中FPO為發(fā)生熔核剝離模式時，熔核所能承受的最大剪力；為發(fā)生熔核剝離時，熔核失效界面所能承受的極限剪應力。

1.2 臨界失效模式熔核直徑計算模型

綜上所述，當焊點發(fā)生臨界失效模式時，根據式（3）與式（6），熔核所能承受的拉力Ftension與FPO應相等。

此時：

因發(fā)生界面撕裂時，失效在熔核區(qū)；而發(fā)生熔核剝離時，失效在熱影響區(qū)。故式（7）可轉化為：

式中dcr為臨界熔核直徑。

根據von Mises應力失效準則，材料所能承受的極限拉應力為極限剪應力的倍，故式（8）可轉化為：

由于在焊接壓力作用下，焊接熔核區(qū)域會出現(xiàn)一定的壓痕深度，因此考慮壓痕影響?？傻茫?/p>

式中I%為壓痕深度。根據HB5276—84、HB5282—84標準規(guī)定：I%≤20%。

根據材料的極限拉應力與維氏硬度的比例關系［11-12］為

式中C為常數；H為材料的維氏硬度。

則式（9）改為：

2 試驗材料和方法

2.1 試驗材料

試驗采用馬鋼生產的2.0 mm厚DP800鋼板材料，其化學成分如表1所示。從組織檢驗結果可以看出，該鋼種顯微組織主要為馬氏體和鐵素體，通過SEM掃面電鏡可以看出在鐵素體晶界內存在彌散分布的細小顆粒，可能是碳化物或者是馬奧島組織［13-14］，材料的力學性能如圖5所示。

圖5 DP800材料力學性能Fig.5 Mechanical properties of DP800 material

表1 DP800鋼板的化學成分（質量分數，%）Table 1 Chemical compositions of DP800 steel （wt.%）

2.2 試驗方法

根據文獻［15］將試驗鋼板采用方盒沖壓形件，尺寸如圖6a所示。將沖壓后的拉伸試樣（見圖6b）在Bosch6000中頻點焊機設備上進行焊接，其中額定工作電極壓力7 kN，額定焊接電流23 kA，輸出功率130 kW。由于點焊過程中的電流、時間（包括焊接時間和保持時間）、焊接壓力是影響焊點質量的重要因素，因此，分析焊接時間、焊接電流、焊接壓力、保持時間四個因素對焊點界面撕裂程度的影響。使用L9（44）的正交試驗設計表，因素水平設置如表2所示，為4因素4水平。焊接后的試樣在WE230拉伸試驗機上以2 mm/min的速度進行拉伸試驗，以檢測焊后熔核失效模式。然后對其進行切割、鑲嵌、打磨、拋光、腐蝕等工序，在顯微鏡下觀察熔核，并測量熔核直徑d。采用硬度儀HV-1000測量熔核區(qū)與熱影響區(qū)的維氏硬度。焊點拉伸后有兩種失效模式：界面撕裂模式和熔核剝離模式（見圖7）。以熔核直徑作為衡量焊點撕裂程度的指標，在焊點無缺陷情況下，實際熔核直徑與臨界熔核直徑比值作為評判焊點強度的指標，比值大于1為焊點熔核剝離失效，焊點抗拉強度滿足要求；反之比值小于1為焊點界面撕裂失效，焊點抗拉強度不滿足要求。

圖6 焊接試樣Fig.6 Welding sample

表2 DP800焊接參數Table 2 Parameters of DP800 welding process

圖7 焊點失效模式Fig.7 Welded joint failure mode

3 試驗結果及分析

3.1 試驗設計結果

試驗共16組，每一組試驗分別進行4次焊接，并對焊后試片進行正向拉伸檢測，測量焊后熔核直徑，取平均值進行統(tǒng)計。然后計算各因素在各水平下的平均值與極差以及方差分析結果，結果如表3～表5所示。

表3 正交試驗設計方案及結果Table 3 Orthogonal test design scheme and results

表4 正交試驗極差分析Table 4 Range analysis of orthogonal test

表5 正交試驗方差分析Table 5 Variance analysis of orthogonal test

由于在試驗中主要以實際的熔核直徑與理論熔核直徑比值作為評判焊點質量的指標。根據失效模式，明顯發(fā)現(xiàn)其臨界熔核直徑值為式（12）中n=3時與試驗的失效模式過程較為吻合。通過極差分析可知，影響熔核直徑的關鍵因素依次為焊接電流、焊接時間、焊接壓力和保溫時間。使用方差顯著性分析，焊接電流的P=0.009 2，小于0.01，其他因素的P值均大于0.05，由此可知對焊點撕裂失效的關鍵因素為焊接電流，其他因素對焊點失效影響較小。較小的電流容易產生界面失效，主要原因是焊接熱量不足，無法形成足夠大的熔核直徑導致界面失效；然而隨著焊接電流的增加，熔合直徑增大到一定程度后會產生剝離失效。焊接時間、焊接壓力、保溫時間等工藝參數對焊點撕裂失效程度影響不明顯。

3.2 焊點熔核直徑結果分析

將測得熔核直徑d、正向拉伸強度進行統(tǒng)計，并參考式（3）、式（6）、式（12）計算出Ftension、FPO、dcr及直徑比μ=d/dcr1，結果如表6所示。

表6 DP800熔核強度相關參數值Table 6 Related parameter values of strength of DP800 nugget

分析測試結果發(fā)現(xiàn)，當實測熔核直徑小于臨界熔核直徑（μ<1）時，如1～9組試樣，焊點發(fā)生明顯的界面撕裂模式；當實測熔核直徑大于臨界熔核直徑（μ>1）時，如11～16組試樣，發(fā)生明顯的熔核剝離模式；當實測熔核直徑與臨界熔核直徑相近（μ≈1）時，如10組試樣，發(fā)生臨界失效模式（從界面撕裂轉為熔合剝離），公式判斷結果與試驗相符。由此可見，采用式（12）計算的臨界熔核直徑能夠準確地評價焊點的不同失效模式。

若不考慮焊點壓痕的影響，按照式（1）～式（9）進行計算發(fā)現(xiàn)：11～15組試樣的臨界熔核直徑均大于實測熔核直徑，基于失效評價模式，11～15組試樣焊點失效均為界面撕裂模式，但明顯與實際不符。因此，計算失效模式下的焊點臨界熔核直徑時，必須考慮壓痕的作用。同時若不考慮實際的焊核與母材的硬度值，會直接影響熔核直徑的結果。

4 結論

焊點失效的理論推導公式可以給生產工藝提供正確的評判依據，同時也可以作為整車在受力狀況下焊點失效一種評價方式。

（1）通過研究受力模型推導的熔核直徑發(fā)現(xiàn)，該臨界熔核直徑評價模型能夠有效評價焊點的失效模式，采用μ=d/dcr1可以對焊點失效模式進行評價，μ<1焊點發(fā)生明顯的界面撕裂模式，μ>1發(fā)生明顯的熔核剝離模式。

（2）該臨界熔核直徑與母材維氏硬度、焊核維氏硬度以及壓痕深度有一定關系。與傳統(tǒng)經驗公式對比，采用理論公式可以明顯提高焊點質量評價準確性。

（3）使用正交試驗設計分析可知，焊接電流對高強度鋼點焊的熔核直徑影響最大，并對焊點撕裂程度也有較大的影響。