摘要：為研究汽車用熱成型鋼和雙相鋼的焊接性能差異，采用1.5 mm熱成型鋼HS1300T、 1.5 mm雙相鋼DP590T分別與1.9 mm冷軋鋼板CR1180T進(jìn)行電阻點(diǎn)焊焊接，對(duì)兩種板材可焊性窗口、焊點(diǎn)一致性以及焊點(diǎn)宏觀形貌進(jìn)行研究。研究表明，雙相鋼比熱成型鋼可焊性電流窗口更大。連續(xù)焊接500個(gè)焊點(diǎn)，熱成型鋼板更容易發(fā)生飛濺，飛濺點(diǎn)數(shù)是雙相鋼的3.72倍；最優(yōu)焊接參數(shù)下熱成型鋼焊點(diǎn)壓痕深度較深，為雙相鋼的2.62倍；熱成型鋼焊核更易形成縮孔。在焊接工況一致的情況下，雙相鋼相較于熱成型鋼可焊性更好。
關(guān)鍵詞：熱成型鋼；雙相鋼；電阻點(diǎn)焊；可焊性
隨著社會(huì)的不斷發(fā)展，人們的經(jīng)濟(jì)實(shí)力和生活水平得到了大幅度的提高，汽車已經(jīng)成為人們的普通代步工具。在汽車行業(yè)飛速發(fā)展的同時(shí)，環(huán)境污染、能源枯竭等一系列問題也隨之而來。因此，提高汽車燃料效率以及減少尾氣排放成為備受關(guān)注的議題。研究表明，對(duì)于乘用車而言，降低鋼板密度是實(shí)現(xiàn)這一目標(biāo)最為有效的措施[1-3]。汽車自重減輕10%，可降低油耗5%～8%，尾氣排放也相應(yīng)下降[4-7]。實(shí)現(xiàn)汽車輕量化是解決能耗問題以及環(huán)境問題的有效手段。目前一些輕質(zhì)合金如鋁合金、鎂合金等材料大量應(yīng)用于汽車制造領(lǐng)域，但在一些承力部位輕質(zhì)合金難以滿足要求，為了最大限度地提升汽車安全性，同時(shí)降低汽車重量，汽車車身的車門防撞梁、前后保險(xiǎn)杠等保安件以及部分車體結(jié)構(gòu)件對(duì)材料強(qiáng)度要求較高，因而先進(jìn)超高熱成型鋼以及雙相鋼大量應(yīng)用于汽車制造。
熱成型高強(qiáng)鋼中添加錳、硼等微量元素，會(huì)提高其淬透性[8-9]。熱成型鋼是將高強(qiáng)度錳、硼等合金鋼加熱到880 ℃～930 ℃，使材料完全奧氏體化，再把材料放入保溫模具內(nèi)沖壓成型，然后在保壓狀態(tài)下對(duì)材料進(jìn)行淬火，使奧氏體完全轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體組織，淬火后的零件強(qiáng)度可達(dá)到1 500 MPa。與熱成型鋼不同，雙相鋼（Dual Phase, DP）的顯微組織為鐵素體+馬氏體，鐵素體硬度低，使鋼具備較好的成型性能，馬氏體硬度高，使鋼具備較高的強(qiáng)度。目前國外對(duì)于熱成型鋼以及DP雙相鋼點(diǎn)焊焊接性做了大量的研究，在點(diǎn)焊工藝、高強(qiáng)度鋼點(diǎn)焊質(zhì)量檢測以及點(diǎn)焊性能評(píng)價(jià)等方面開展了大量的基礎(chǔ)性工作，也將熱成型鋼和雙相鋼大量應(yīng)用于汽車制造。國內(nèi)對(duì)于這些鋼種的焊接性研究相對(duì)較少，缺乏指導(dǎo)生產(chǎn)的相關(guān)數(shù)據(jù)。
基于上述情況，本文以熱成型鋼HS1300T和雙相鋼DP590T為研究對(duì)象，通過開展焊接工藝窗口優(yōu)化、焊點(diǎn)一致性驗(yàn)證以及焊點(diǎn)金相檢測，對(duì)比了兩種高強(qiáng)鋼的焊接性差異，分析了不同鋼種的焊接性能，為熱成型鋼及雙相鋼在新車型中的應(yīng)用提供一些指導(dǎo)數(shù)據(jù)。
1、試驗(yàn)材料、設(shè)備及方法
1.1 試驗(yàn)材料及設(shè)備
本文研究的試驗(yàn)材料為1.5 mm熱成型鋼HS1300T/950Y-MS-AS60G60G、1.5 mm雙相鋼CR590T/340Y-DP-HD60G60G和1.9 mm冷軋鋼板CR1180T/850Y-UNCOATED。熱成型鋼抗拉強(qiáng)度為1 300 MPa，屈服強(qiáng)度為950 MPa，表面鋁硅涂層為60 g/m2；雙相鋼抗拉強(qiáng)度為590 MPa，屈服強(qiáng)度為340 MPa，表面熱鍍鋅涂層為60 g/m2；冷軋鋼板抗拉強(qiáng)度為1 180 MPa，屈服強(qiáng)度為850 MPa，表面無涂層。三種材料的成份如表1所示，試驗(yàn)中分別采用1.5 mm HS1300T和1.5 mm DP590T與1.9 mm CR1180T進(jìn)行電阻焊接，對(duì)兩種板材組合可焊性進(jìn)行驗(yàn)證，對(duì)焊接差異性進(jìn)行對(duì)比。
表1 鋼板的化學(xué)成分
焊接系統(tǒng)包括ABB點(diǎn)焊機(jī)器人、中頻直流控制器、機(jī)器人焊鉗以及焊接夾具。電極帽型號(hào)GMWZ-16×20，修磨后端面直徑為6 mm，試驗(yàn)過程中保證冷卻水處于長通狀態(tài)，冷卻水流量為8.2 L/min。試驗(yàn)設(shè)備如圖1所示。試驗(yàn)中將焊接試片固定在夾具上，通過示教機(jī)器人程序，調(diào)節(jié)焊接工藝參數(shù)，實(shí)現(xiàn)自動(dòng)焊接。
圖1 試驗(yàn)設(shè)備
1.2 試驗(yàn)方法
1.可焊性窗口
基于板材組合的等效厚度（Determining Thic- kness, DT），采用如表2所示的焊接工藝規(guī)范，在該DT下要求焊核直徑大于等于5 mm。試驗(yàn)中先采用最長焊接時(shí)間，調(diào)整焊接電流（增量為100 A），通過剝離試驗(yàn)檢測熔核直徑為5 mm，此時(shí)焊接電流和焊接時(shí)間為A點(diǎn)坐標(biāo)。保持最長焊接時(shí)間，使用A點(diǎn)電流+200 A作為初始電流值，逐步增加，每次增加200 A，直到焊點(diǎn)產(chǎn)生飛濺時(shí)記錄焊接電流和焊接時(shí)間為D點(diǎn)坐標(biāo)。然后分別調(diào)整焊接時(shí)間為中等焊接時(shí)間和最小焊接時(shí)間確定邊界電流B、C、E、F，然后以E點(diǎn)電流-200 A記為G點(diǎn)電流，G點(diǎn)焊接電流和焊接時(shí)間為推薦焊接參數(shù)。如圖2所示，在點(diǎn)A、B、C、D、E、F圍成的帶狀窗口之中為板材組合的可焊性窗口，在窗口左側(cè)焊點(diǎn)熔核直徑過小，在窗口右側(cè)焊點(diǎn)產(chǎn)生飛濺。然后分別計(jì)算三個(gè)焊接時(shí)間下的可焊性焊接電流窗口，即用相同焊接時(shí)間下的飛濺點(diǎn)焊接電流減去最小焊核對(duì)應(yīng)的焊接電流得到三個(gè)焊接窗口，取三個(gè)窗口中的最小值記錄為該焊點(diǎn)可焊性電流窗口。
表2 焊接試驗(yàn)參數(shù)
圖2 可焊性窗口示例
2.焊點(diǎn)一致性驗(yàn)證
焊機(jī)切換為恒流模式，焊接速率為每分鐘30個(gè)焊點(diǎn)，選取G點(diǎn)焊接參數(shù)連續(xù)焊接500個(gè)焊點(diǎn)，并且對(duì)第50、100、150、200、250、300、350、400、450、500個(gè)焊點(diǎn)進(jìn)行剝離檢測熔核直徑，焊接過程中記錄焊點(diǎn)飛濺數(shù)量。
3.焊點(diǎn)金相檢測
采用G點(diǎn)焊接參數(shù)，焊接金相試樣，采用金相顯微鏡對(duì)制備好的試樣進(jìn)行檢測，測量焊點(diǎn)熔核直徑、焊核厚度以及熔融深度，觀測焊核是否存在裂紋和縮孔缺陷。
2、結(jié)果與分析
在電阻點(diǎn)焊焊接過程中，兩電極之間的測量電阻由電極電阻、電極與板材接觸電阻、板材與板材接觸電阻組成，如圖3所示。在正常工藝生產(chǎn)過程中，電極帽每隔一定焊點(diǎn)數(shù)量會(huì)進(jìn)行修磨處理，因此，對(duì)板材組合焊接性能影響較大的因素為電極與板材、板材與板材接觸電阻。
圖3 電極間測量電阻
2.1 可焊性窗口
調(diào)節(jié)焊接時(shí)間分別為170 ms、200 ms、230 ms根據(jù)破壞性檢查的熔核直徑及焊點(diǎn)飛濺情況得到雙相鋼DP590T和熱成型鋼HS1300T的可焊性窗口。圖4為DP590T和HS1300T的可焊性窗口圖。由圖4(a)可知，在焊接時(shí)間分別為170 ms、200 ms、230 ms時(shí)對(duì)應(yīng)的可焊性電流窗口分別為2 kA、1.9 kA、1.8 kA，隨著焊接時(shí)間的增加，可焊性電流窗口減小。由圖4(b)可知，在焊接時(shí)間分別為170 ms、200 ms、230 ms時(shí)對(duì)應(yīng)的可焊性電流窗口分別為1.8 kA、1.7 kA、1.6 kA，同樣地，隨著焊接時(shí)間的增加可焊性電流窗口也減小。取選取三個(gè)焊接電流窗口的最小值為可焊性窗口，因此，DP59T0和HS1300T的可焊性窗口分別為1.8 kA和1.6 kA。認(rèn)為可焊性窗口大于1 kA時(shí)可焊性良好，因此，兩種板材均具有較好的焊接性。隨著焊接時(shí)間的增加，得到最小焊核直徑和焊點(diǎn)飛濺的電流均減小。對(duì)于固定的板材，完成焊接過程需要的熱量是一定的，焊接時(shí)間的增加必定需要減小焊接電流來維持熱量的平衡，因此，隨著焊接時(shí)間的增加焊接電流會(huì)減小。對(duì)比兩種板材的可焊性窗口，在相同的焊接時(shí)間下，DP590T的可焊性窗口大于HS1300T的可焊性窗口，同時(shí)DP590T所需的最小焊接電流和焊接飛濺點(diǎn)的電流值均大于HS1300T。這主要因?yàn)镠S1300T具有更多的合金元素，與DP590T相比具有更大的碳當(dāng)量，同時(shí)HS1300T表面鋁硅涂層導(dǎo)電性較差，電阻較大，因此，HS1300T焊接性較DP590T差。
圖4 DP590T和HS1300T的可焊性窗口
2.2 焊點(diǎn)一致性
兩種板材組合分別采用G點(diǎn)焊接電流，連續(xù)焊接500個(gè)焊點(diǎn)，每隔50個(gè)焊點(diǎn)對(duì)焊核進(jìn)行剝離實(shí)驗(yàn)，測量焊核熔核直徑，連續(xù)打點(diǎn)試片尺寸為200 mm×300 mm，每個(gè)試片上打48個(gè)焊點(diǎn)，然后在尺寸150 mm×50 mm試片上焊接2個(gè)焊點(diǎn)，對(duì)第二個(gè)焊點(diǎn)進(jìn)行破拆。
圖5為兩種板材連續(xù)焊接500個(gè)焊點(diǎn)每間隔50個(gè)焊點(diǎn)焊核直徑測試結(jié)果，DP590T和HS1300T連續(xù)焊接500個(gè)焊點(diǎn)焊核熔核直徑均滿足最小焊核直徑要求，兩者在最優(yōu)焊接參數(shù)下具有良好的焊點(diǎn)一致性。但DP590T焊核熔核直徑普遍大于HS1300T焊核熔核直徑，DP590T相較HT1300T更不易發(fā)生虛焊。
圖5 焊點(diǎn)破檢焊核直徑
圖6 連續(xù)焊接500點(diǎn)及破壞性檢查焊點(diǎn)形貌
圖6為實(shí)際打點(diǎn)及破拆后的焊點(diǎn)形貌，兩種材料連續(xù)焊接500個(gè)焊點(diǎn)均未出現(xiàn)電極帽的嚴(yán)重粘連現(xiàn)象，DP590T連續(xù)焊接500個(gè)焊點(diǎn)焊接飛濺點(diǎn)數(shù)為65個(gè)，HS1300T焊接飛濺點(diǎn)數(shù)為242個(gè)，熱成型鋼飛濺比較嚴(yán)重。主要因?yàn)闊岢尚弯揂l、Si鍍層會(huì)增大鋼材表面電阻，表面電阻越大，焊接時(shí)工件表面產(chǎn)生的熱量越高，越容易發(fā)生飛濺；同時(shí)在相同的壓力下，熱成型鋼表面變形較小，電極與板材接觸面積較小，熱成型鋼表面瞬時(shí)產(chǎn)熱量較大，與雙相鋼相比隨著焊接點(diǎn)數(shù)增加，電極帽表面狀態(tài)變差速度更快，接觸面電阻值變大，接觸面產(chǎn)熱量更高，更容易產(chǎn)生焊接飛濺。
2.3 焊點(diǎn)金相結(jié)果
圖7為兩種板材組合在G點(diǎn)焊接參數(shù)下的焊點(diǎn)宏觀形貌。
圖7 焊點(diǎn)金相
（1）DP590T的焊點(diǎn)熔核直徑為6.47 mm，HS1300T的焊點(diǎn)熔核直徑為6.706 mm，HS1300T的熔核直徑略大，為DP590T的1.04倍；
（2）DP590T焊后板材總厚度為3.285 mm，焊接壓痕深度為3.4%；HS1300T焊后板材總厚度3.098 mm，焊接壓痕深度為8.9 %，HS1300T的焊接壓痕更深；
（3）HS1300T中有少量的縮孔缺陷。
這是因?yàn)榕cDP590T相比，HS1300T表面接觸電阻更大，焊接過程中產(chǎn)生熱量更多。因此，板材表面壓痕深度更深，同時(shí)焊接瞬時(shí)熱量產(chǎn)生的飛濺造成焊核中心出現(xiàn)縮孔。
3、結(jié)論
（1）在焊接工況一致的情況下，雙相鋼相較于熱成型鋼可焊性更好；
（2）DP590T和HS1300T均具有較好的焊接性，DP590T比HS1300T可焊性窗口更大；
（3）連續(xù)焊接500個(gè)焊點(diǎn)，兩種鋼材均未出現(xiàn)電極帽的嚴(yán)重粘連，均具有良好的焊點(diǎn)一致性，但熱成型鋼HS1300T較雙相鋼DP590T更容易產(chǎn)生焊接飛濺；
（4）熱成型鋼HS1300T與雙相鋼DP590T相比，焊核壓痕深度更大，熔核內(nèi)部易形成縮孔。
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