摘 要：研究高強(qiáng)度汽車鋼板DP980雙相鋼電阻點(diǎn)焊質(zhì)量的影響因素，為實(shí)際生產(chǎn)提供參考，以厚度為1mm的DP980鋼板為對(duì)象，利用有限元軟件建立了電阻點(diǎn)焊過程的軸對(duì)稱有限元模型。通過模擬點(diǎn)焊熔核的形成過程，研究點(diǎn)焊過程中溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)的分布特征，并確定點(diǎn)焊熔核直徑和抗剪強(qiáng)度指標(biāo)。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：點(diǎn)焊接頭的剪切強(qiáng)度受到熔核尺寸的影響，熔核直徑與點(diǎn)焊接頭的剪切性能呈非線性關(guān)系；數(shù)值仿真結(jié)果顯示熔核直徑最大值和殘余應(yīng)力最大值隨焊接電流的增大呈增加趨勢(shì)；通過對(duì)點(diǎn)焊接頭拉伸、剪切載荷作用下的應(yīng)力狀態(tài)建立數(shù)學(xué)模型分析，DP980點(diǎn)焊接頭界面斷裂模式到熔核拔出模式的臨界熔核直徑為4.695mm。

關(guān)鍵詞：DP980 焊接電流 熔核直徑 熔核拔出

1 引言

節(jié)能環(huán)保是現(xiàn)代汽車工業(yè)迫切需要解決的問題，為了平衡車輛安全與節(jié)能環(huán)保，在保證碰撞安全的前提下，減輕車身重量是被廣泛接受的有效途徑之一[1]。此外，采用先進(jìn)的高強(qiáng)度鋼板代替?zhèn)鹘y(tǒng)的低碳鋼板，對(duì)于減輕車身重量和提高汽車結(jié)構(gòu)強(qiáng)度具有更重要的意義[2]。在各種先進(jìn)的高強(qiáng)鋼板中，雙相鋼具有更好的綜合性能而廣泛應(yīng)用于輕量化車身制造[3]。然而，與普通鋼相比，雙相鋼含有更多的Si、Mn等合金元素，這可能導(dǎo)致成分偏析、硬化、脆化等焊接缺陷。因此，對(duì)點(diǎn)焊工藝的選擇提出了更高的要求[4]。此外，低成本、高效率的傳統(tǒng)電阻點(diǎn)焊仍然是雙相鋼的主要連接工藝[5]。本文以DP980雙相鋼為研究對(duì)象，采用熱-組織-應(yīng)力雙向耦合模型對(duì)電阻點(diǎn)焊過程進(jìn)行了模擬，反映焊接過程中點(diǎn)焊接頭的熔核尺寸、溫度場(chǎng)以及殘余應(yīng)力分布。通過對(duì)DP980雙相鋼在一定焊接工藝下的熔核直徑抗剪強(qiáng)度的計(jì)算、模擬和實(shí)驗(yàn)，為輕量化汽車發(fā)展中DP980電阻點(diǎn)焊工藝提供指導(dǎo)。

2 電阻點(diǎn)焊數(shù)值模擬

2.1 材料與模型

1mm厚DP980鋼板的化學(xué)成分和力學(xué)性能如表1和表2所示。點(diǎn)焊設(shè)備為220kVA直流逆變點(diǎn)焊機(jī)，電阻點(diǎn)焊采用直徑為6mm的Cr-Zr-Cu圓形電極焊頭。

2.2 電阻點(diǎn)焊數(shù)值模型

電阻焊仿真可以預(yù)測(cè)同種和異種材料的焊接性，設(shè)計(jì)優(yōu)化電阻點(diǎn)焊工藝參數(shù)。根據(jù)焊接工藝和材料特性，通過相互耦合的電學(xué)模型、熱學(xué)模型、金相模型和力學(xué)模型實(shí)現(xiàn)電阻點(diǎn)焊過程的交互分析。圖1顯示了已建立的電阻點(diǎn)焊軸對(duì)稱物理模型，該模型由上下電極和焊件組成。上下電極尺寸相同，均為國(guó)際標(biāo)準(zhǔn)球形電極 ISO5182A2-2。電極材料為Cr-Zr-Cu，直徑為6毫米，球形半徑為 100毫米。焊接冷卻方式為水冷。焊接模型有三組接觸，即上電極與板的接觸、板與板之間的接觸以及板與下電極的接觸。此外，模型中還增加了接觸電阻。

模擬邊界條件和焊接工藝參數(shù)如表3所示（空氣溫度為25℃），模擬的點(diǎn)焊工藝參數(shù)與實(shí)際點(diǎn)焊工藝參數(shù)基本一致。

2.3 仿真結(jié)果

焊接試驗(yàn)的工藝參數(shù)與上述模擬相同，根據(jù)點(diǎn)焊試驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn)，在焊接時(shí)間、焊接壓力固定為230ms、2.6kN，當(dāng)焊接電流大于8.3 kA時(shí)，點(diǎn)焊接頭會(huì)形成完整的熔核。圖2為實(shí)驗(yàn)點(diǎn)焊接頭與模擬點(diǎn)焊接頭對(duì)比圖。焊接壓力2.6kN，焊接電流9.5kA，焊接時(shí)間230ms，模擬熔核的尺寸和形貌與試驗(yàn)結(jié)果基本一致，試驗(yàn)實(shí)測(cè)熔核直徑為5.40mm，模擬熔核直徑為5.96mm，模擬與試驗(yàn)誤差僅為6.8%左右。

3 點(diǎn)焊熔核尺寸與力學(xué)性能

3.1 點(diǎn)焊接頭溫度場(chǎng)與應(yīng)力場(chǎng)

焊接過程溫度場(chǎng)分布如圖3所示，焊接電流分別為8.7kA、8.9kA、9.1kA時(shí)，熔核直徑分別為2.06mm、2.31mm、2.56mm，熔核最高溫度分別為1407℃、1435℃、1473℃。熔核直徑和穿透深度呈減小趨勢(shì)。如圖4為焊接電流對(duì)點(diǎn)焊接接頭熔核半徑影響趨勢(shì)圖，在焊接時(shí)間、焊接壓力固定為230ms、2.6kN時(shí)，由于點(diǎn)焊過程中熱量源于電阻熱，焊接電流越大，點(diǎn)焊過程產(chǎn)生的熱量越高，所以熔核尺寸隨著焊接電流的增加逐漸增大，通過數(shù)值模擬結(jié)果顯示，焊接電流每增大0.2kA，熔核尺寸增加0.24mm。但是當(dāng)焊接電流大于10.0kA時(shí)，由于熔核中心溫度過高，點(diǎn)焊時(shí)液態(tài)熔核會(huì)發(fā)生飛濺導(dǎo)致熔核直徑減少，由于無法對(duì)液態(tài)熔核飛濺的過程進(jìn)行仿真，所以仿真結(jié)果顯示熔核尺寸持續(xù)增加，與實(shí)際點(diǎn)焊結(jié)果相悖。

圖5為點(diǎn)焊后焊接區(qū)殘余應(yīng)力云圖（總焊接時(shí)間t=50ms，工件冷卻至室溫），焊接過程中液態(tài)金屬的冷卻收縮造成徑向拉應(yīng)力，拉應(yīng)力主要分布在熔核周圍的熱影響區(qū)。 圖6所示為不同焊接電流下最大殘余應(yīng)力值的變化圖，隨著焊接電流從8.5 kA增加至9.5 kA，殘余應(yīng)力最大值從716 MPa增加至749.6 MPa，這是因?yàn)楹附与娏鞯脑黾樱酆酥行臏囟壬?，?dǎo)致熔核冷卻后焊接殘余應(yīng)力更加集中。

3.2 力學(xué)性能數(shù)學(xué)模型

根據(jù)Zhao[6]等人的報(bào)道，雙相鋼點(diǎn)焊接頭在拉伸和剪切載荷作用下的應(yīng)力分析公式為：

式中：為點(diǎn)焊接頭熱影響區(qū)的硬度；為點(diǎn)焊接頭的熔核區(qū)硬度；為；D為熔核直徑，2H為熔核高度；熱影響區(qū)硬度值約為DP980點(diǎn)焊熔核區(qū)的3/4。

在滿足點(diǎn)焊接頭性能的前提下，H=0.87t（t為板厚）。點(diǎn)焊接頭的斷裂模式由界面斷裂IF向熔核拔出PF模式轉(zhuǎn)變的臨界熔核直徑為：

式中：t為板材厚度。D所有拉伸剪切試驗(yàn)斷裂模式為PF模式臨界熔核尺寸。拉伸剪切試驗(yàn)結(jié)果如表4所示。熔核直徑均大于4.69mm。

3.3 點(diǎn)焊接頭力學(xué)性能

圖7為點(diǎn)焊實(shí)驗(yàn)焊接電流對(duì)點(diǎn)焊接頭熔核直徑和剪切力的影響。隨著焊接電流從8.0kA逐漸增大到9.5kA，最大拉伸剪切力逐漸增大，熔核直徑也逐漸增大。當(dāng)焊接電流大于9.0kA時(shí)，熔核尺寸增大的速度開始減小，在10.0kA時(shí)達(dá)到最大值。當(dāng)焊接電流持續(xù)增加大于9.5kA時(shí)，焊點(diǎn)的最大剪切力隨焊接電流的增大而減小。當(dāng)焊接電流過高時(shí)，熔核中心峰值溫度較高，熔融的液態(tài)金屬被擠壓飛濺，壓痕深，在熔核周圍形成應(yīng)力集中點(diǎn)，導(dǎo)致接頭抗拉強(qiáng)度降低。因此，9.5～10.0kA的焊接電流在實(shí)際生產(chǎn)中是合理的。

如圖8為焊接壓力、焊接時(shí)間固定為2.6kN、230ms，焊接電流分別為8.5kA、9.0kA、9.5kA時(shí)點(diǎn)焊接頭顯微硬度、峰值溫度圖，馬氏體含量分布圖為焊接電流9.0kA。點(diǎn)焊接頭顯微硬度最高處為熔核邊緣處，最大值達(dá)到470HV。熱影響區(qū)處發(fā)生馬氏體回火，在熱循環(huán)峰值溫度達(dá)到696℃時(shí)，馬氏體析出碳化物，造成硬度下降，最低為240HV。熔核區(qū)平均硬度為420HV，組織為脆硬相的馬氏體[7]。并且隨著焊接電流的變化，點(diǎn)焊接頭處硬度變化較小。

4 結(jié)論

（1）仿真結(jié)果表明隨著焊接電流從8.5kA增加到9.5kA，焊接電流每增加0.2kA，熔核半徑平均減小0.24mm，并且焊接殘余應(yīng)力主要集中在熔核周圍；

（2）點(diǎn)焊接頭的剪切性能受到熔核尺寸的影響，當(dāng)焊接電流為10.0kA時(shí)，熔核直徑為6.5mm時(shí)，點(diǎn)焊接頭剪切性能最差；

（3）對(duì)于DP980點(diǎn)焊接頭，點(diǎn)焊接頭由IF斷裂模式轉(zhuǎn)變?yōu)镻F斷裂模式的臨界熔核尺寸為4.695mm；

（4）HAZ的顯微硬度高于熔核和母材的顯微硬度，焊接電流的變化對(duì)點(diǎn)焊接頭的顯微硬度和馬氏體含量影響較弱。

基金項(xiàng)目：1.安徽省高校中青年教師培養(yǎng)行動(dòng)優(yōu)秀青年教師培育項(xiàng)目：電站馬氏體耐熱鋼焊后熱處理工藝研究，課題編號(hào)：YQYB2023093，項(xiàng)目負(fù)責(zé)人：韓路。2.馬鞍山學(xué)院校級(jí)科研基金：新型奧氏體耐熱鋼焊接性研究，課題編號(hào)：QS2022001，項(xiàng)目負(fù)責(zé)人：韓路。3.馬鞍山學(xué)院國(guó)家級(jí)大學(xué)生創(chuàng)新創(chuàng)業(yè)訓(xùn)練計(jì)劃項(xiàng)目：電站鍋爐用新型奧氏體耐熱鋼焊接接頭組織與性能研究，課題編號(hào)：202213614013，項(xiàng)目負(fù)責(zé)人：李陳子強(qiáng)。

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