SUS304不銹鋼板的膠接點(diǎn)焊及接頭的疲勞強(qiáng)度

張 龍

（航空工業(yè)吉林航空維修有限責(zé)任公司，吉林 吉林 132102）

膠接點(diǎn)焊是一種融合了電阻點(diǎn)焊與膠接優(yōu)點(diǎn)的薄板材料新型連接技術(shù)，其成形接頭具有優(yōu)良的動(dòng)/靜態(tài)承載能力以及密封特性。膠接點(diǎn)焊能夠改善接頭應(yīng)力分布、疲勞強(qiáng)度、扭轉(zhuǎn)強(qiáng)度及剝離強(qiáng)度，克服了膠接接頭由于沖擊發(fā)生脆性斷裂所帶來(lái)的危險(xiǎn)性[1]。

國(guó)內(nèi)外對(duì)膠接點(diǎn)焊的研究起步相對(duì)較晚，目前尚未成熟。常保華等[2-4]采用三維彈塑性有限元分析方法，研究了在丙烯酸脂和酚醛樹(shù)脂兩種膠接劑的膠焊接頭中，板厚、板寬、搭接長(zhǎng)度、焊點(diǎn)間距及焊點(diǎn)大小等的變化對(duì)膠焊接頭強(qiáng)度的影響。Hayat等[5]分別利用實(shí)驗(yàn)法與有限元法對(duì)比了鍍鋅鋼等材料的點(diǎn)焊、膠接、膠焊的性能，分析了有無(wú)鍍層的接頭的拉剪強(qiáng)度、組織及斷裂性能。孫海濤等[6]從接頭的焊接范圍、抗拉強(qiáng)度、微觀組織及動(dòng)態(tài)電阻曲線四個(gè)方面，來(lái)分析雙相鋼的點(diǎn)焊和膠焊的接頭性能。Liu等[7]針對(duì)目前膠焊技術(shù)的不足，通過(guò)在膠接劑中加入鋁粉、鎂粉來(lái)解決導(dǎo)電性的問(wèn)題，設(shè)計(jì)正交實(shí)驗(yàn)，研究加入粉末量及焊接參數(shù)對(duì)接頭的焊核尺寸及抗拉強(qiáng)度的影響。趙波等[8-9]以膠接技術(shù)理論為基礎(chǔ)，研究單焊點(diǎn)和多焊點(diǎn)的膠焊接頭，考慮試件的剪切應(yīng)變，將接頭的焊點(diǎn)處視為較大的剪切彈性模量的膠接劑，保證焊點(diǎn)和膠層的剪應(yīng)力不變，建立膠焊單搭接頭的線彈性應(yīng)力解析模型。目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者的研究方向主要集中在有限元模擬與接頭靜力學(xué)性能優(yōu)化方面，對(duì)于其承受交變載荷疲勞性能的研究鮮有報(bào)道。

本研究以304不銹鋼板為基材，對(duì)點(diǎn)焊、膠接與膠焊接頭的力學(xué)性能進(jìn)行對(duì)比分析?；邳c(diǎn)焊連接的正交實(shí)驗(yàn)，利用中頻逆變式點(diǎn)焊機(jī)及MTS材料試驗(yàn)機(jī)，從接頭的工藝參數(shù)、失效載荷、失效位移、強(qiáng)度分布特征、疲勞壽命以及F-N曲線等方面分析接頭質(zhì)量。

1 實(shí)驗(yàn)材料與方法

1.1 點(diǎn)焊接頭

選用的材料為1.5 mm 厚的SUS304奧氏體不銹鋼板，國(guó)標(biāo)為0Cr18Ni9。試件如圖1所示。采用三因素三水平正交實(shí)驗(yàn)方法獲得不同焊接參數(shù)的試件。其中：預(yù)壓時(shí)間70 ms，維持時(shí)間20 ms，其他參數(shù)如表1所示。被連接材料尺寸為110 mm ×20 mm × 1.5 mm，采用單搭點(diǎn)焊，將材料分為18組，選取每組3個(gè)試件進(jìn)行焊接。

參照GB/2651—2008《焊接接頭拉伸試驗(yàn)方法》，對(duì)制備好的接頭進(jìn)行拉剪實(shí)驗(yàn)。為了減小實(shí)驗(yàn)過(guò)程中的附加彎矩，分別在試件的兩端加持同種材料的25 mm × 20 mm × 1.5 mm的墊片（圖1）。設(shè)置拉伸速率為10 mm/min，獲得接頭的失效載荷均值，如表2所示。

圖 1 試件的形狀及尺寸Fig. 1 Shape and size of the specimen

表 1 正交試驗(yàn)表Table 1 Table of orthogonal test

表 2 點(diǎn)焊接頭失效載荷均值Table 2 Mean value of failure load of spot welding

1.2 膠焊接頭

采用與點(diǎn)焊接頭外形尺寸相同的試件進(jìn)行膠焊，膠接劑選用實(shí)驗(yàn)室常用的高分子結(jié)構(gòu)膠環(huán)氧樹(shù)脂（DP460）。膠焊實(shí)驗(yàn)需要在膠水導(dǎo)電的情況下進(jìn)行，在膠水中加入適量銅粉以保證其導(dǎo)電性，環(huán)氧樹(shù)脂與銅粉混合體積比例為1∶1。用無(wú)水乙醇對(duì)板材表面進(jìn)行脫脂處理，置于空氣中干燥，為了保證每個(gè)膠接試件的膠層厚度一致，在膠接層中加入兩段直徑為0.10 mm的細(xì)銅絲。將混合好的膠接劑均勻涂抹于試件表面，搭接長(zhǎng)度為20 mm，膠接完成后，先不進(jìn)行固化處理，直接使用點(diǎn)焊機(jī)對(duì)試件進(jìn)行焊接。

根據(jù)正交實(shí)驗(yàn)獲得的點(diǎn)焊最優(yōu)參數(shù)，選取紐扣斷裂失效模式下6組參數(shù)下的試件進(jìn)行膠焊。每組參數(shù)下初步制作3個(gè)試件，與點(diǎn)焊保持一致，其相關(guān)參數(shù)如表3所示。

表 3 膠接點(diǎn)焊試件工藝參數(shù)Table 3 Processing parameters of spot weld bonding specimens

與點(diǎn)焊接頭的靜拉伸實(shí)驗(yàn)保持一致，為了防止由于膠層的斷裂而使焊點(diǎn)受到破壞，取消了膠層固化的工藝過(guò)程，直接對(duì)焊接好的接頭進(jìn)行拉伸-剪切實(shí)驗(yàn)。失效載荷均值如表4所示。

表 4 膠焊接頭失效載荷均值Table 4 Mean value of failure load of spot weld bonding

綜合點(diǎn)焊與膠焊接頭的失效載荷均值來(lái)判斷接頭的抗拉強(qiáng)度。由于A1～A6組中膠焊接頭的失效載荷均值強(qiáng)度相當(dāng)，并且實(shí)驗(yàn)過(guò)程中會(huì)存在一定的誤差，因此，考慮實(shí)驗(yàn)過(guò)程中膠焊接頭產(chǎn)生的排膠問(wèn)題，以及保證兩種接頭的強(qiáng)度較優(yōu)，選取6組膠焊接頭焊接工藝參數(shù)下接頭最優(yōu)的參數(shù)，確定出適合兩種焊接方法的一組最優(yōu)參數(shù)：即預(yù)壓時(shí)間70 ms、焊接電流10.0 kA、通電時(shí)間80 ms、電極壓力12723.5 N（供給壓力0.5 MPa）、維持時(shí)間20 ms。

1.3 接頭尺寸測(cè)量

圖2為點(diǎn)焊焊核的尺寸圖，相應(yīng)的焊核直徑的評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)見(jiàn)式（1）。經(jīng)測(cè)量，點(diǎn)焊的焊核直徑為5.94 mm，膠焊為6.12 mm，焊透率為57%，壓痕為19%，其中點(diǎn)焊的焊核直徑與標(biāo)準(zhǔn)公式計(jì)算的6 mm存在較小的誤差。

（1）焊核直徑d（mm）

式中：δ為板厚，mm。

（2）焊透率A（%）

式中：A=30%～70%；h為焊核高度；壓痕c=5%～20%

圖 2 焊核尺寸Fig. 2 Size of spot welding nugget

1.4 試件制備

制備正常的膠接接頭與導(dǎo)電膠的膠接接頭兩組，按照膠焊接頭制備的方法進(jìn)行膠接。將膠接好的試件放置在干燥箱中恒溫（25 ℃）固化24 h。固化后，去除試件表面膠瘤及多余的膠水，保證試件表面的平整度。

分別制備點(diǎn)焊接頭（DH接頭）12個(gè)、固化好的膠焊接頭（JH接頭）12個(gè)、正常膠接劑的膠接接頭（CJJ接頭）12個(gè)、導(dǎo)電膠的膠接接頭（JJ接頭）12個(gè)，用于接頭的靜拉伸實(shí)驗(yàn)，如圖3所示。

2 結(jié)果與分析

2.1 靜強(qiáng)度分析

對(duì)每組接頭進(jìn)行重復(fù)性拉剪實(shí)驗(yàn)，獲得接頭的載荷-位移曲線如圖4。從圖4可明顯看出接頭的最大失效載荷及失效情況，也可以大致看出材料在拉伸過(guò)程中的彈性階段、屈服階段、強(qiáng)（硬）化階段及局部變形階段，并且同一種接頭的彈性屈服階段的斜率具有明顯的一致性，保證了接頭的可靠性。

對(duì)比304不銹鋼板的DH接頭、JJ接頭、JH接頭的靜強(qiáng)度，得到下列結(jié)果：DH接頭 ＞ JH接頭 ＞JJ接頭，膠焊接頭的靜強(qiáng)度大約是膠接接頭的1.5倍，是點(diǎn)焊接頭的0.75倍。

對(duì)于JJ接頭與CJJ接頭來(lái)說(shuō)，JJ接頭的最大靜失效載荷約是CJJ接頭的1.2倍。這是由于膠接劑中銅粉的加入，減少了粘接界面中氣泡的數(shù)量，使膠接劑與板材接觸面增大；并且由于銅粉的存在能夠更好地控制膠層厚度，避免了膠層的偏移。可見(jiàn)，結(jié)構(gòu)膠中銅粉的加入有利于提高JJ接頭的靜強(qiáng)度，這為在膠接點(diǎn)焊工藝中需要加入導(dǎo)電膠的研究導(dǎo)入了積極的因素。

對(duì)于DH接頭與JH接頭來(lái)說(shuō)，JH接頭的焊點(diǎn)直徑要大于DH接頭，但其最大靜失效載荷約是DH接頭的0.75倍。這是由于膠層的存在，破壞了焊點(diǎn)原有的結(jié)合形態(tài)，雖然接頭的焊點(diǎn)直徑增大了，但是其靜強(qiáng)度卻相應(yīng)地有所降低。

實(shí)驗(yàn)中可以看到，JH接頭是膠層首先斷裂后焊點(diǎn)再斷裂，這樣保證了接頭的結(jié)構(gòu)可靠度。觀察圖4（a）與圖4（b），兩幅圖的屈服階段有所差異，圖4（a）的曲線直接進(jìn)入了強(qiáng)化階段，而圖4（b）的曲線先下降了一段距離后才進(jìn)入強(qiáng)化階段。這是由于JH接頭的膠層已經(jīng)固化，在接頭靜拉伸的前期主要是膠層起作用，但由于焊點(diǎn)的抗拉強(qiáng)度要大于膠層，因此當(dāng)膠層發(fā)生脆性斷裂后，接頭并沒(méi)有失效，焊點(diǎn)繼續(xù)承受拉剪力直到完全失效。由圖4還可以看出，JH接頭的失效位移約是點(diǎn)焊接頭的0.2倍，但比JJ接頭卻提升了10倍。因此，JH接頭不僅能夠滿足JJ接頭不能工作在高溫環(huán)境中以及由于膠層老化而使膠層脆性斷裂而帶來(lái)的危險(xiǎn)性，而且大大地提高了接頭的能量吸收能力。

圖 3 304不銹鋼電阻點(diǎn)焊、膠接與膠接點(diǎn)焊接頭 （a）DH接頭；（b）JH接頭；（c）JJ接頭；（d）CJJ接頭Fig. 3 Resistance spot welding, adhesive-bonded and spot weld bonding of 304 stainless steel （a）joints of DH；（b）joints of JH；（c）joints of JJ；（d）joints of CJJ

圖 4 拉伸-剪切實(shí)驗(yàn)后接頭載荷-位移曲線 （a）DH接頭；（b）JH接頭；（c）JJ接頭；（d）CJJ接頭Fig. 4 Load-displacement curves of joints after tensile-shear tests （a）DH；（b）JH；（c）JJ；（d）CJJ

2.2 強(qiáng)度分布特征分析

正態(tài)分布是數(shù)理統(tǒng)計(jì)中的一種重要的理論分布，是許多統(tǒng)計(jì)方法的理論基礎(chǔ)。根據(jù)中心極限定理，在正態(tài)分布總體中以固定n，抽取若干個(gè)樣本時(shí)，樣本均數(shù)的分布仍服從正態(tài)分布，即N（μ，σ2/n）；但是在實(shí)際工作中，往往σ是未知的，因此常用s作為σ的估計(jì)值，稱(chēng)為t變換，統(tǒng)計(jì)量t值的分布稱(chēng)為t分布。

使用Matlab中的lillietest正態(tài)分布擬合優(yōu)度測(cè)試函數(shù)檢測(cè)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，結(jié)果h= 0，表示實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)服從正態(tài)分布。因此，采用t分布對(duì)接頭失效載荷均值及標(biāo)準(zhǔn)差進(jìn)行置信區(qū)間的估算。對(duì)于區(qū)間估計(jì)的方法最為常用的為樞軸法，樞軸法是通過(guò)構(gòu)建樞軸統(tǒng)計(jì)量來(lái)計(jì)算特征參數(shù)的區(qū)間。根據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)獲得特征參數(shù)θ的點(diǎn)估計(jì)，即接頭失效載荷均值及標(biāo)準(zhǔn)差（表5），并采用樞軸法獲得θ的置信區(qū)間，來(lái)驗(yàn)證t分布的可行性。

表 5 接頭靜載荷的數(shù)理統(tǒng)計(jì)結(jié)果Table 5 Statistical results of static load for the joints

基于正態(tài)分布，選取置信系數(shù)為（1-α） ×100%，即顯著性水平α= 0.05下的置信區(qū)間。其中置信下限值（LCL）與置信上限值（UCL）的表達(dá)式分別為：

根據(jù)翻查t分布的臨界值表獲得，當(dāng)顯著性水平α= 0.05及自由度n-1為11時(shí)，tα/2= 1.796，將通過(guò)兩種方法計(jì)算獲得的接頭失效載荷均值及標(biāo)準(zhǔn)差的置信區(qū)間總結(jié)于表6。

表 6 失效載荷均值的置信區(qū)間Table 6 Confidence interval of mean failure load

由表6可知，通過(guò)樞軸法計(jì)算與通過(guò)t分布方法估算的結(jié)果吻合，證明了使用t分布的可行性及可靠性。表5中每組接頭的變差系數(shù)表明，JH接頭實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)分布的離散程度要大于DH接頭，小于JJ接頭，并且隨著各組接頭失效載荷均值的增大，其數(shù)據(jù)的離散程度大致呈現(xiàn)逐漸減小的趨勢(shì)。

2.3 疲勞壽命分析

選取GB/T 15111—1994《點(diǎn)焊接頭剪切拉伸疲勞試驗(yàn)方法》規(guī)定的符合繪制F-n曲線樣本容量12個(gè)，測(cè)試3個(gè)載荷水平下接頭的疲勞壽命。載荷控制選用工程應(yīng)用中常遇的正弦波進(jìn)行拉-拉加載，載荷比（最小載荷與最大載荷的比）R為0.1，加載頻率為20 Hz，控制方式選擇力控制，整個(gè)實(shí)驗(yàn)在室溫下進(jìn)行。為了減小實(shí)驗(yàn)過(guò)程中的附加彎矩，分別在試件的兩端加持同種材料的25 mm × 20 mm ×1.5 mm的墊片（圖1）進(jìn)行疲勞實(shí)驗(yàn)。DH接頭與JH接頭的疲勞失效定義為：達(dá)到設(shè)置極限2 × 106次，即接頭發(fā)生疲勞斷裂失效停止實(shí)驗(yàn)或疲勞循環(huán)周次達(dá)到2×106次停止實(shí)驗(yàn)。DH接頭在應(yīng)力水平為15%時(shí)，達(dá)到疲勞極限2×106次停止實(shí)驗(yàn)；JH接頭在應(yīng)力水平為25%時(shí)，達(dá)到疲勞極限2×106次停止實(shí)驗(yàn)。表7與表8分別為DH接頭與JH接頭在以各自最大靜態(tài)失效載荷為基礎(chǔ)，在各自相應(yīng)的載荷水平下的疲勞壽命數(shù)據(jù)。在相應(yīng)的高、中、低壽命的載荷水平上，對(duì)JH接頭施加的載荷要大于點(diǎn)焊接頭，但相應(yīng)的接頭循環(huán)周次卻相反，可見(jiàn)JH接頭的疲勞性能要優(yōu)于DH接頭。

表 7 點(diǎn)焊接頭疲勞壽命（N）Table 7 Fatigue life data of resistance spot welding joints（N）

表 8 膠焊接頭疲勞壽命（N）Table 8 Fatigue life data of bonding spot welding joints（N）

采用二參數(shù)Weibull分布對(duì)疲勞數(shù)據(jù)進(jìn)行驗(yàn)證。由于本研究疲勞數(shù)據(jù)量較少，在確定Weibull參數(shù)時(shí)有一定的困難，因此引入變差系數(shù)（CV = 標(biāo)準(zhǔn)差/均值）來(lái)對(duì)Weibull參數(shù)進(jìn)行計(jì)算，獲得形狀參數(shù)α1和尺度參數(shù)β1的近似值[10]。

將失效概率為63.2%的值定義為Weibull尺度參數(shù)，如果計(jì)算值大于壽命均值，則認(rèn)為該數(shù)據(jù)服從Weibull分布，證明該數(shù)據(jù)有效。表9和表10為DH接頭和JH接頭的疲勞壽命統(tǒng)計(jì)表，通過(guò)計(jì)算所得β1均大于各自平均壽命，驗(yàn)證了數(shù)據(jù)的可靠性。

表 9 DH接頭疲勞壽命統(tǒng)計(jì)Table 9 Statistics of fatigue life of DH joints

表 10 JH接頭疲勞壽命統(tǒng)計(jì)Table 10 Statistics of fatigue life of JH joints

2.4 F-N曲線

為了更加有效地評(píng)價(jià)膠焊接頭的疲勞性能，通過(guò)F-N曲線來(lái)建立相應(yīng)接頭受到的外部載荷和疲勞壽命之間的關(guān)系。而三參數(shù)冪函數(shù)對(duì)于中、長(zhǎng)壽命區(qū)域的F-N曲線的擬合具有較高的可靠性，能夠使人們更加有效地進(jìn)行數(shù)據(jù)擬合，呈現(xiàn)出較好的優(yōu)越性。三參數(shù)冪函數(shù)的表達(dá)式為：

式中：α、β和S0為待定常數(shù)；S0表示N趨于無(wú)窮大時(shí)的應(yīng)力；S表示材料標(biāo)準(zhǔn)時(shí)間的疲勞強(qiáng)度。

對(duì)式（7）兩邊取對(duì)數(shù)：

三參數(shù)冪函數(shù)擬合實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，S0的確定是關(guān)鍵，S0關(guān)系到數(shù)據(jù)是否能在坐標(biāo)系lgN-lg（S-S0）中呈現(xiàn)線性關(guān)系。采用高鎮(zhèn)同等[11]提出的以線性相關(guān)系數(shù)r為目標(biāo)函數(shù)來(lái)確定S0的方法，求得的α、β和S0能夠最大限度地使數(shù)據(jù)在雙對(duì)數(shù)lgN-lg（S-S0）的坐標(biāo)系中呈現(xiàn)出線性關(guān)系，在Matlab中編程得出擬合曲線的相關(guān)系數(shù)及曲線方程。

DH接頭的擬合曲線方程三參數(shù)為：a= 6.6930，b= －3.8919，S0= 0.4634；

線性相關(guān)系數(shù)為：r= －1；

擬合曲線方程為：lgN= 6.6930－3.8919 lg（F－0.4634）.

JH接頭的擬合曲線方程三參數(shù)為：a= 5.7130，b= －2.8460，S0= 1.8248；

線性相關(guān)系數(shù)為：r= －1；

擬合曲線方程為：lgN= 5.7130－2.8460lg（F－1.8248）。

材料的疲勞強(qiáng)度σR對(duì)應(yīng)的是S-N曲線中的水平直線部分對(duì)應(yīng)的應(yīng)力水平。由于本工研究用的是載荷水平來(lái)表征條件疲勞強(qiáng)度，所以DH接頭的條件疲勞強(qiáng)度FR=F0.1= 0.4634 N，表示DH接頭軸向拉-拉條件疲勞強(qiáng)度為0.4634 N，接頭在這樣的載荷水平下的循環(huán)有50%的存活率；JH接頭的FR=F0.1= 1.8248 N，說(shuō)明JH接頭的條件疲勞強(qiáng)度相對(duì)于DH接頭增加了。

根據(jù)接頭F-lgN曲線的擬合方程繪制出F-lgN曲線（圖5）。由此獲得了304不銹鋼板DH與JH接頭的疲勞特性。在任意的載荷范圍內(nèi)，JH接頭的疲勞壽命都要優(yōu)于DH接頭，JH接頭的疲勞壽命相對(duì)于DH接頭要提高了60%～100%，表明JH接頭比DH接頭更為適用。

圖 5 接頭F-lg N曲線Fig. 5 F-lg N curves of the joints

3 結(jié)論

（1）在相同的參數(shù)下，膠焊接頭的焊核直徑都要大于點(diǎn)焊接頭，但是接頭靜強(qiáng)度相對(duì)于點(diǎn)焊接頭下降了25%，相對(duì)于膠接接頭提升了33%；接頭的失效位移是點(diǎn)焊接頭的0.2倍，卻相對(duì)于膠接接頭提升了10倍，大大提高了接頭的能量吸收能力。

（2）結(jié)構(gòu)膠的加入降低了點(diǎn)焊接頭的靜強(qiáng)度，對(duì)于膠焊接頭，結(jié)構(gòu)膠中銅粉的加入有利于提升膠焊成形過(guò)程中膠層的導(dǎo)電性，進(jìn)而提高接頭的靜強(qiáng)度，同時(shí)也相應(yīng)地降低了接頭的離散程度。

（3）通過(guò)樞軸法計(jì)算接頭失效載荷均值的置信區(qū)間，并與t分布法估算的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了t分布的可行性。引入二參數(shù)Weibull分布，對(duì)DH接頭和JH接頭的疲勞壽命進(jìn)行檢驗(yàn)，得尺度參數(shù)β1均大于各自平均壽命，驗(yàn)證了數(shù)據(jù)的可靠性。

（4）利用三參數(shù)冪函數(shù)來(lái)擬合疲勞實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，獲得接頭F-lgN曲線，得知在有限壽命的同一載荷水平下，膠焊接頭的條件疲勞強(qiáng)度都高于點(diǎn)焊接頭，其疲勞壽命相對(duì)于點(diǎn)焊接頭提高了60%～100%。