DP590雙相鋼點(diǎn)焊接頭的正交試驗(yàn)及超聲檢測(cè)分析

肖智杰，曾 凱，何曉聰，吳萬(wàn)平

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

雙相鋼因具有強(qiáng)度高、加工性能好、加工硬化指數(shù)高、屈強(qiáng)比低、烘烤硬化能力強(qiáng)、無(wú)室溫時(shí)效以及屈服延伸等優(yōu)良的綜合性能，已成為現(xiàn)代汽車(chē)輕量化發(fā)展的主要車(chē)身制造用板材之一[1-2].隨著雙相高強(qiáng)鋼越來(lái)越多地被用于制造汽車(chē)安全結(jié)構(gòu)件，以及電阻點(diǎn)焊在汽車(chē)工業(yè)及航空航天等領(lǐng)域中的廣泛采用[3-5]，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)雙相鋼的點(diǎn)焊進(jìn)行了廣泛研究，分析了點(diǎn)焊接頭的微觀組織、力學(xué)性能及失效模式，異種雙相鋼的點(diǎn)焊連接.張小云等[6]對(duì)1.4 mm厚的DP600點(diǎn)焊接頭，采用殘余在母材上的熔核面積百分比作為衡量電阻點(diǎn)焊熔核界面撕裂程度的評(píng)價(jià)指標(biāo)，研究表明，雙相鋼焊點(diǎn)撕裂程度可由焊點(diǎn)拉剪后殘留在試片上的熔核面積分?jǐn)?shù)來(lái)表示，且該特征參數(shù)能夠間接反映雙相鋼焊點(diǎn)質(zhì)量.Pouranvari等[7]對(duì)高強(qiáng)鋼和低碳鋼進(jìn)行了同種材料和異質(zhì)材料的點(diǎn)焊接頭拉剪試驗(yàn)和十字形拉伸試驗(yàn)，研究發(fā)現(xiàn)：點(diǎn)焊接頭的熔核尺寸與其失效模式存在一定聯(lián)系，熔核尺寸逐漸增加時(shí)，點(diǎn)焊接頭的失效模式會(huì)由界面斷裂轉(zhuǎn)向熔核剝離斷裂.孫曉嶼等[8]針對(duì)厚度分別為1.6和2.0 mm的 DP780不等厚點(diǎn)焊接頭，建立電阻點(diǎn)焊過(guò)程的軸對(duì)稱有限元模型，確定熔核尺寸和抗剪強(qiáng)度指標(biāo)，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%，誤差產(chǎn)生主要是焊接過(guò)程中產(chǎn)生的飛濺導(dǎo)致的.李慈等[9]對(duì)DP600雙相鋼超低碳DC54D涂膠與未涂膠電阻點(diǎn)焊接頭進(jìn)行了研究，結(jié)果表明由于DC54D對(duì)熔核區(qū)碳含量的稀釋作用，熔核區(qū)比熱影響區(qū)的顯微硬度低，涂膠的焊接接頭能得到優(yōu)異的焊接性能，且未涂膠與涂膠接頭斷裂均發(fā)生在DC54D側(cè).

當(dāng)前點(diǎn)焊接頭質(zhì)量檢測(cè)主要以破壞性試驗(yàn)為主，其存在準(zhǔn)確性差、效率低的缺點(diǎn).而隨著檢測(cè)技術(shù)的不斷提高，對(duì)點(diǎn)焊接頭進(jìn)行無(wú)損檢測(cè)逐漸受到重視[10-11]，且點(diǎn)焊接頭表面壓痕深度是評(píng)價(jià)焊點(diǎn)質(zhì)量的指標(biāo)之一[12-13]，而運(yùn)用超聲A掃信號(hào)對(duì)點(diǎn)焊接頭進(jìn)行壓痕深度測(cè)量鮮有報(bào)告.本文借助超聲波掃描顯微鏡對(duì)DP590點(diǎn)焊接頭進(jìn)行超聲C掃描成像，測(cè)量點(diǎn)焊接頭的焊核直徑，利用超聲A掃信號(hào)，計(jì)算點(diǎn)焊接頭壓痕深度，并與實(shí)際測(cè)量結(jié)果對(duì)比.對(duì)DP590雙相鋼點(diǎn)焊接頭進(jìn)行正交試驗(yàn)分析，研究不同工藝因素對(duì)點(diǎn)焊接頭抗拉強(qiáng)度和熔核直徑的影響，確定最優(yōu)點(diǎn)焊工藝參數(shù).

1 實(shí) 驗(yàn)

1.1 試件制備

試件材料為1.5 mm厚DP590雙相鋼，其力學(xué)性能如表1所示.連接材料尺寸為110 mm×25 mm，采用單搭點(diǎn)焊式樣，搭接長(zhǎng)度為25 mm.先用無(wú)水乙醇對(duì)板材進(jìn)行脫脂處理，所用電極幾何尺寸為端面直徑6 mm，曲率半徑10 mm的球形電極.

采用正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法，考慮對(duì)電阻點(diǎn)焊接頭質(zhì)量影響較大的焊接時(shí)間、焊接電流與電極壓力的3個(gè)變量為因素設(shè)計(jì)正交試驗(yàn)表，通過(guò)前期試驗(yàn)，選定因素的3個(gè)變量水平，設(shè)計(jì)工藝參數(shù)因素水平表如表2所示.采用L9( 34) 型正交表，共需9次試驗(yàn).采用中頻逆變直流點(diǎn)焊機(jī)對(duì)正交試驗(yàn)表中參數(shù)進(jìn)行焊接，每組參數(shù)焊接8個(gè)試件，其中6個(gè)進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，2個(gè)用做接頭焊核直徑測(cè)量.

表1 DP590的拉伸性能

表2 工藝參數(shù)因素水平

1.2 超聲波檢測(cè)試驗(yàn)

采用超聲波掃描顯微鏡對(duì)點(diǎn)焊接頭進(jìn)行超聲C掃描成像檢測(cè).檢測(cè)系統(tǒng)原理如圖1所示.試件檢測(cè)過(guò)程中，通過(guò)運(yùn)動(dòng)控制系統(tǒng)上下移動(dòng)探頭聚焦，使探頭焦點(diǎn)聚焦于兩基板接合面.在A掃描波形上添加合適寬度的前表面門(mén)和數(shù)據(jù)門(mén)后啟動(dòng)檢測(cè)，獲得清晰的C掃圖像.試件檢測(cè)參數(shù)設(shè)置如下：采樣頻率3×107Hz，工作頻率1.5×107Hz，分辨率0.95 μm，增益為10.

圖1 超聲掃描檢測(cè)系統(tǒng)示意圖

Fig.1 Schematic diagram of ultrasonic scanning inspection system

1.3 靜力學(xué)實(shí)驗(yàn)

利用MTS Landmark 100型電液伺服材料試驗(yàn)機(jī)對(duì)點(diǎn)焊接頭進(jìn)行拉剪試驗(yàn).為保證拉剪過(guò)程中不產(chǎn)生附加彎矩，在試件兩端加持25 mm×25 mm×1.5 mm墊片，以使試件夾持兩端的厚度一致.對(duì)每組接頭的6個(gè)試件進(jìn)行重復(fù)性拉剪試驗(yàn)，設(shè)置拉伸速率為10 mm/min.

2 結(jié)果及分析

2.1 超聲掃描分析

典型的點(diǎn)焊接頭超聲C掃圖像如圖2所示，結(jié)合超聲C掃圖像及A掃描波形的幅值與衰減特征可將超聲C掃圖像分為如圖2所示的4個(gè)特征區(qū)域(見(jiàn)圖2(a)).其中，區(qū)域1為焊核最外層黑色區(qū)域，區(qū)域3為焊核中部的圓形白色區(qū)域，區(qū)域2為介于區(qū)域1與區(qū)域3之間的灰色區(qū)域，區(qū)域1之外為基板區(qū)域.通過(guò)觀察點(diǎn)焊接頭C掃圖像檢測(cè)到第6組與第8組、第9組的點(diǎn)焊接頭有焊接飛濺產(chǎn)生(見(jiàn)圖2(b)).超聲C掃描圖像可以提供有關(guān)焊點(diǎn)尺寸和形狀準(zhǔn)確的信息[14]，選取區(qū)域2的內(nèi)邊緣作為焊核直徑測(cè)量的起始點(diǎn)(見(jiàn)圖2)[15]，測(cè)量熔核直徑，列于表3.

圖2 典型點(diǎn)焊接頭超聲C掃描圖像

Fig.2 Typical ultrasonic C-scan image: (a) spot welded; (b) weld defect

通過(guò)分析點(diǎn)焊接頭不同位置的超聲A掃描信號(hào)，可以計(jì)算出接頭的壓痕深度.接頭焊核中心位置和母材區(qū)的超聲A掃信號(hào)見(jiàn)圖3.由于壓痕深度的影響，焊核區(qū)的上表面反射波會(huì)在時(shí)間上有延遲作用，其與母材區(qū)的上表面反射波在時(shí)間上的差值為超聲波在水中行走了兩倍的壓痕深度所用時(shí)間，如圖4所示，圖中A代表母材區(qū)A掃描信號(hào)的上表面反射回波，B代表焊核區(qū)A掃描信號(hào)的上表面反射回波.設(shè)母材區(qū)上表面回波峰值對(duì)應(yīng)時(shí)間為t1，焊核區(qū)上表面回波峰值對(duì)應(yīng)時(shí)間為t2，則母材與焊核區(qū)表面波的延遲時(shí)間為t=t1-t2，則壓痕深度h的計(jì)算公式為

(1)

式中，c為超聲波在介質(zhì)水中的速度，查閱超聲掃描顯微鏡說(shuō)明得c=1.48 mm/us.換算出9組接頭的壓痕深度，并利用卡規(guī)測(cè)得實(shí)際壓痕深度，計(jì)算出壓痕率，列于表4.

表3不同序號(hào)下焊核直徑測(cè)量結(jié)果

Table 3 Measurement results of welding nugget diameter under different serial numbers

組號(hào)焊接時(shí)間t/ms焊接電流I/kA電極壓力F/kN焊核直徑D/mm缺陷檢測(cè)11(50)1(14.0)1(3.9)4.8421(50)2(15.0)2(5.2)5.1831(50)3(16.0)3(6.5)5.7242(60)1(14.0)2(5.2)5.0652(60)2(15.0)3(6.5)5.7262(60)3(16.0)1(3.9)5.53飛濺73(70)1(14.0)3(6.5)5.5683(70)2(15.0)1(3.9)5.81飛濺93(70)3(16.0)2(5.2)5.73飛濺

圖3 不同位置A掃描信號(hào)圖

Fig.3 A scanning signal of different positions: (a) parent material area; (b) the nugget zone

圖4 A掃信號(hào)延遲示意圖

Table 4 Calculation and measurement results of indentation rate

組號(hào)計(jì)算壓痕深度/mm計(jì)算壓痕率/%實(shí)際壓痕率/%誤差/%10.1187.98.12.520.18612.413.79.330.26117.418.35.940.25817.218.15.050.28418.919.53.160.34623.124.34.970.25016.717.54.680.46731.133.77.790.36924.626.36.5

由表4可以看出，通過(guò)超聲A掃信號(hào)計(jì)算得到的點(diǎn)焊接頭表面壓痕率與實(shí)際壓痕率的誤差在2.5%～9.3%，與實(shí)際測(cè)量壓痕率較為接近.產(chǎn)生誤差的原因可能是點(diǎn)焊接頭的翹曲現(xiàn)象造成母材區(qū)的超聲A掃信號(hào)的上表面反射回波時(shí)間提前，使超聲計(jì)算所得壓痕率略高于實(shí)際壓痕率.與超聲C掃圖結(jié)果對(duì)比可知，當(dāng)產(chǎn)生焊接飛濺時(shí)，接頭的壓痕率相對(duì)較高，壓痕率在20%以上.

2.2 拉剪試驗(yàn)分析

通過(guò)對(duì)9組接頭的拉剪試驗(yàn)，得到試件的載荷-位移曲線，計(jì)算得到每組試件的平均失效載荷，其中序號(hào)1～9組的失效載荷均值列于表5.所有試件均發(fā)生基板撕裂失效，如圖5所示.接頭的拉剪過(guò)程中，隨著位移的增加，載荷持續(xù)增加，當(dāng)達(dá)到最大載荷時(shí)，點(diǎn)焊接頭搭接邊緣處產(chǎn)生撕裂裂紋.焊點(diǎn)產(chǎn)生撕裂后，承載面積減少，載荷下降，由于DP590有較好的韌性，接頭進(jìn)入漫長(zhǎng)的基板撕裂過(guò)程，直至接頭斷裂.

表5不同序號(hào)下拉剪載荷值

Table 5 Results of tensile strength under different serial numbers

組號(hào)拉剪載荷/N18801.6729134.5539419.8849086.1759425.4969284.1779303.1289499.2599551.87

圖5 接頭失效形式

2.3 極差與方差分析

為判斷影響因素的主次關(guān)系和各試驗(yàn)因素的最佳水平，采用數(shù)理統(tǒng)計(jì)中的極差分析法計(jì)算出正交表中每列的極差值Rj，Rj表示安放在第j列的因子的極差，其計(jì)算公式為

Rj=Tj(max)-Tj(min).

(2)

式中,Tj表示第j列中對(duì)應(yīng)的指標(biāo)之和.極差分析計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表6.極差值Rj的大小反應(yīng)了相應(yīng)因素對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)的影響，由表6可知，因素焊接電流對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)拉剪載荷與焊核直徑的影響均為最大,電極壓力對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)的影響均最小.同時(shí)，根據(jù)表5中各種因素水平的最大值來(lái)確定該因素的最優(yōu)水平.綜合得出最佳工藝參數(shù)為A3，B3，C3，即焊接時(shí)間為70 ms，焊接電流為16.0 kA，電極壓力為6.5 kN.

表6 極差分析表

極差分析法雖然比較簡(jiǎn)單，但無(wú)法估計(jì)因素影響的相對(duì)大小，沒(méi)有提供一個(gè)標(biāo)準(zhǔn)來(lái)判定所考查的各個(gè)因素的作用是否顯著.方差分析法可彌補(bǔ)這種缺陷.對(duì)拉剪載荷與焊核直徑進(jìn)行方差分析，試驗(yàn)結(jié)果如表7所示.將表7中計(jì)算的F值與查表給定的Fα(F0.25(2，2)=3.0，F(xiàn)0.10(2，2)=9.0，F(xiàn)0.05(2，2)=19.0)值對(duì)比，觀察發(fā)現(xiàn)，對(duì)于試驗(yàn)指標(biāo)接頭的失效載荷，因素C的F值僅大于顯著水平為 0.25的Fα臨界值，因素A、B的F值均大于給定的最大F0.10臨界值，且因素B的F值大于因素A的F值.對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)接頭的焊核直徑而言，因素B的F值大于顯著水平為0.05的Fα臨界值，因素 A、C的F值均大于給定的最大F0.10臨界值.從而斷定，對(duì)DP590點(diǎn)焊接頭的拉剪載荷與焊核直徑的顯著性從大到小依次均為焊接電流、焊接時(shí)間、電極壓力，其結(jié)果與極差分析試驗(yàn)分析結(jié)果相一致.

表7 方差分析表

2.4 最佳焊接參數(shù)確定

從正交試驗(yàn)表中所得的最佳工藝參數(shù)是正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)所沒(méi)有的，需進(jìn)行驗(yàn)證試驗(yàn).采用同樣的連接試樣，使用焊接時(shí)間為70 ms，焊接電流為16.0 kA，電極壓力6.5 kN進(jìn)行焊接，通過(guò)超聲C掃描檢測(cè)到焊接飛濺，說(shuō)明焊接電流過(guò)大導(dǎo)致輸入能量過(guò)大，熔核內(nèi)脹力超過(guò)了塑性環(huán)的約束力，產(chǎn)生了焊接飛濺.因此，在計(jì)算所得焊接工藝參數(shù)上，將焊接電流16.0 kA降為15.0 kA作為最佳工藝參數(shù)，其所得拉剪載荷均值為9 521.4 N，焊核直徑測(cè)量值為5.80 mm.將確定的最佳工藝參數(shù)與正交試驗(yàn)表中沒(méi)有焊接飛濺的6組參數(shù)下對(duì)比，計(jì)算所得最佳焊接參數(shù)下接頭失效載荷與焊核直徑值均大于正交試驗(yàn)表中組號(hào)數(shù)據(jù)，驗(yàn)證了結(jié)果的準(zhǔn)確性.

3 結(jié) 論

1)對(duì)DP590點(diǎn)焊接頭超聲A掃信號(hào)計(jì)算得到的點(diǎn)焊接頭表面壓痕率與實(shí)際壓痕率的誤差在2.5%～9.7%，與實(shí)際測(cè)量壓痕率較為接近.

2)通過(guò)對(duì)DP590點(diǎn)焊接頭正交試驗(yàn)的極差分析與方差分析計(jì)算得出，焊接參數(shù)對(duì)DP590點(diǎn)焊接頭的失效載荷與焊核直徑的顯著性影響一致，從大到小依次均為焊接電流、焊接時(shí)間、電極壓力.

3)通過(guò)正交試驗(yàn)分析，得出1.5 mm厚的DP590點(diǎn)焊接頭最優(yōu)的焊接工藝參數(shù)為焊接時(shí)間為70 ms，焊接電流為15.0 kA，電極壓力為6.5 kN，在此參數(shù)下接頭的抗拉強(qiáng)度為9 521.4 N.

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