Al-Si鍍層22MnB5鋼電阻點焊工藝及接頭組織性能研究

摘要：采用不同工藝參數（焊接電流、焊接時間、電極力及保溫時間）進行鋁硅鍍層22MnB5熱成形鋼電阻點焊試驗，分析各個工藝參數對焊點成形質量的影響，并研究鋁硅鍍層鋼點焊接頭組織演變及其對性能的影響。結果表明：鋁硅鍍層鋼可焊性工藝窗口較窄。焊接電流與焊點時間對焊點熔核直徑影響較大，電極力對焊點壓痕深度影響較大。焊點熔核區(qū)顯微組織為粗大的馬氏體，硬度可達520 HV；熱影響區(qū)組織為鐵素體與馬氏體的復相組織，硬度約為310 HV。在焊點熔核直徑與壓痕深度均符合要求的情況下焊接質量最佳的焊點在拉伸試驗中能夠以“熔核拔出”方式斷裂，斷裂力值可達質量恰好合格焊點的兩倍。

關鍵詞：電阻點焊；鋁硅鍍層鋼；工藝窗口；力學性能

0 引言

汽車輕量化是實現節(jié)能減排的最有效途徑之一.車身結構采用高強度鋼/超高強度鋼（Advanced high strength steel，AHSS），可以在提高碰撞安全性同時實現汽車輕量化［1］。熱成形鋼（Press hardened steel，PHS）是汽車制造過程中的主要材料之一，主要用于制造汽車車身安全結構件，如A柱、B柱等［2～4］。這些部件在熱沖壓成形過程（Hot Stamping）中被加熱至900～950 ℃以實現完全奧氏體化，并在隨后的淬火過程中被快速冷卻轉變?yōu)榘鍡l馬氏體組織，抗拉強度可達500～2000 MPa［5～7］。為防止在熱沖壓成形過程中板材表面出現脫碳氧化，常在板材表面涂鍍一層保護涂層，如鋁硅鍍層［8，9］和鋅鍍層［10，11］等。其中，鋁硅鍍層由于具有最佳的耐腐蝕性和高溫抗氧化性而得到廣泛應用。

隨著汽車安全要求不斷提高，鋁硅鍍層鋼制造的汽車結構件占比不斷增加［12］。鋁硅鍍層鋼結構件之間的電阻點焊是汽車車身制造過程中不可避免的環(huán)節(jié)［13］。相較于傳統(tǒng)低碳鋼，鋁硅鍍層鋼的電阻點焊是一個挑戰(zhàn)，因其存在可焊性受鍍層影響、母材成分與顯微組織復雜、易飛濺、焊點易界面斷裂、熔核易產生縮孔等問題［14，15］。李等人［16］的研究結果表明，相較于無鍍層鋼，鋁硅鍍層鋼焊接窗口較小，在電阻點焊過程中需要減少0.7 kA的最佳焊接電流和3.2 kA的飛濺電流.孔等人的研究結果表明，不恰當的電阻點焊工藝會引發(fā)淬硬組織的形成，從而降低焊點的塑性、韌性和強度，導致服役過程中出現界面斷裂，而非理想的熔核拔出斷裂模式［17］。曾等人［18］的研究表明，鋁硅鍍層的存在會加速電極的磨損，并增加點焊過程中飛濺的產生，這對焊接質量和電極壽命構成了潛在威脅。

綜上所述，針對鋁硅鍍層鋼在電阻點焊中存在的問題，為了進一步改善電阻點焊接頭的顯微組織和力學性能，開發(fā)一種既能確保焊點性能優(yōu)良又能適應汽車自動化生產需求的工藝窗口顯得尤為重要。本文深入研究了焊接電流、焊接時間、電極壓力及保持時間四個關鍵參數對其產生的影響.通過系統(tǒng)實驗與數據分析，最終確定合適的加工工藝窗口。本研究成果將為汽車工業(yè)中鋁硅鍍層鋼電阻點焊自動化生產提供參考依據。

1 試驗方法

試驗中所用的材料為厚度1.5 mm的鋁硅鍍層熱成形鋼，母材顯微組織為鐵素體與珠光體，抗拉強度約為500 MPa。在熱沖壓過程中，將熱成形鋼在900～950 ℃溫度區(qū)間內加熱5 min使其完全奧氏體化，然后將材料同時成形與淬火，使其在快速冷卻條件下轉變?yōu)轳R氏體組織.經熱沖壓后，材料抗拉強度可達1500 MPa.本試驗所用母材材料為22 MnB5，并具有鋁硅鍍層.鋁硅鍍層的厚度約為30～40 μm，鍍層由鋁硅共晶層與鐵鋁金屬間化合物構成.鍍層與母材的化學成分與顯微組織分別如表1與圖1所示。

使用酒精對待焊板材進行超聲清洗，并采用烘干箱進行干燥處理，以保證板材表面清潔無灰塵油污等殘留。采用SSIN0225QS電阻點焊機進行電阻點焊試驗。點焊電極為尖端直徑為6 mm的標準球形Cr-Cu合金電極，依次調整焊接電流、焊接時間、電極壓力及保溫時間等工藝參數完成不同組合下的焊接試驗，分析焊點的熔核直徑、拉剪載荷及接頭失效形式，確定合理的焊接工藝窗口范圍，其工藝參數如表2所示。

焊點力學性能測試在DNS-100萬能材料試驗機上完成，拉伸式樣尺寸與硬度測試軌跡如圖2所示，拉伸速度為2 mm/min。根據GB/T 228.1-2010金屬材料室溫拉伸試驗標準完成室溫拉伸試驗。并對拉伸試樣的斷口形貌進行了掃描電鏡觀察。為了研究焊接接頭的微觀組織演變，從焊縫處切下了貫穿厚度的橫截面。遵循常規(guī)制備工藝，包括研磨、拋光至1.5 μm和蝕刻。采用SU5000掃描電鏡（SEM）和能譜儀（EDS）對焊接接頭的腐蝕試樣進行了觀察。焊接接頭的顯微硬度試驗在上海大恒光學儀器有限公司生產的HV-1000顯微硬度計上完成。所用載荷為2.94 N，保載時間為10 s，硬度測試點之間的間距為0.2 mm，以保證彼此之間距離足夠遠，避免相鄰壓痕的局部應變硬化產生不必要的干擾.硬度測試方向為母材→熱影響區(qū)→熔核區(qū)→熱影響區(qū)→母材。

2 試驗結果與分析

2.1 焊接工藝參數對焊點質量的影響

焊接工藝參數對鋁硅鍍層鋼電阻點焊接頭熔核直徑及壓痕深度的影響如圖3所示。如圖3（a）與（b）可以看出，隨著焊接電流的增加，焊點熔核直徑呈現先增大后降低的變化趨勢。當焊接電流小于8 kA時，金屬未發(fā)生熔化，未能形成有效焊點。當焊接電流為9 kA與10 kA時，焊點熔核直徑D分別為5.8 mm與7.7 mm，均滿足Dmin=4T0.5（T為母材厚度）即Dmin大于4.90 mm標準。同時焊點壓痕深度H分別為0.24 mm與0.27 mm，均滿足Hmax＜0.2 t即Hmax＜0.3 mm標準。當焊接電流增加至11kA時，出現焊接飛濺，焊點處金屬熔化量減少，進而熔核直徑降低且壓痕深度增高，焊點質量無法符合標準。根據焦耳定律，電阻點焊過程熱輸入量為Q=I2Rt，

（I為焊接電流，t為焊接時間，R為接觸電阻）。焊接時間t與焊接電流I作為影響熱輸入量的主要因素，直接影響著焊點熔核直徑及壓痕深度。如圖3（c）與（d）可以看出，隨著焊接時間的增加，焊點熔核直徑與壓痕深度均呈現先增大后降低的變化趨勢。當焊接時間低于0.3 s時，金屬未發(fā)生熔化，未能形成有效焊點。當焊接時間為0.4～0.6 s時，焊點熔核直徑與壓痕深度分別為7.19～7.88 mm與0.22～0.24 mm，均滿足要求。當焊接時間達到0.7 s時，由于熱輸入過大焊點被燒穿未能形成有效焊點。如圖3（e）和（f）可以看出，隨著電極力的增加，焊點熔核直徑呈現先增大后降低的變化趨勢，焊點壓痕深度呈現出逐漸增大的變化趨勢。當電極力小于2.5 kN時，金屬未發(fā)生熔化，未能形成有效焊點。當電極力達到6 kN時，焊點熔核直徑達到最大，熔核直徑為7.89 mm，此時焊點壓痕深度為0.26 mm也符合要求。當電極力超過7 kN時，焊點壓痕深度超過0.3 mm，焊點質量不符合要求。如圖3（g）和（h）可以看出，隨著保溫時間的增加，焊點熔核直徑與壓痕深度的變化不明顯。當保溫時間為1～2 s時，焊點質量均滿足要求。綜上所述可以得出，鋁硅鍍層鋼電阻點焊可焊性窗口的理想焊接電流為9～10 kA，理想焊接時間為0.4～0.6 s，理想電極力為3～7 kN，理想保溫時間為1～2 s.綜上所述，根據熱輸入公式Q=I2Rt計算，當系統(tǒng)總接觸電阻R一致時，在滿足40≤I2t≤60的條件下，焊點質量能夠滿足要求。

為了驗證本節(jié)得到的鋁硅鍍層鋼電阻點焊焊接工藝窗口范圍是否合理，并進一步分析工藝參數對焊點拉剪載荷及接頭失效形式的影響，采用表3所示參數進行鋁硅鍍層鋼電阻點焊試驗，并制備金相樣品與拉伸式樣，對焊點的顯微組織與力學性能進行進一步分析。

2.2 接頭顯微組織

圖4為鋁硅鍍層鋼電阻點焊接頭橫截面的宏觀形貌及不同區(qū)域的顯微組織。從圖4（a）中可以看出，鋁硅鍍層鋼電阻點焊焊點由5個不同的區(qū)域（熔核區(qū)、熱影響區(qū)、熔核舌區(qū)、熱影響區(qū)與母材邊界層及母材）組成。鋁硅鍍層鋼母材顯微組織為鐵素體與珠光體的復相組織。如圖4（b）所示，熔核區(qū)顯微組織為粗大的板條馬氏體.這是由于該區(qū)域金屬在電阻點焊過程中發(fā)生熔化并在凝固過程中快速冷卻導致奧氏體發(fā)生切變型相變轉化為板條馬氏體形成的。如圖4（c）與（e）所示，焊點熱影響區(qū)和熱影響區(qū)與母材邊界層的顯微組織均為馬氏體與鐵素體的復相組織。這是由于熱影響區(qū)在焊接過程中受到焊接熱循環(huán)影響，當溫度超過692 ℃（22MnB5的Ac1溫度）與817 ℃（22MnB5的Ac3溫度）時珠光體與鐵素體分別開始向奧氏體轉變，在隨后的快速冷卻過程中，奧氏體發(fā)生切變型相變轉化為馬氏體。如圖4（d）所示，受電極壓力的影響焊點熔核區(qū)旁邊通常會形成一個舌狀區(qū)域，被稱為熔核舌區(qū)，該區(qū)域顯微組織為板條馬氏體。

圖5為No.30與No.31樣品焊點熔核區(qū)顯微組織的EBSD檢測結果。No.30與No.31樣品的晶粒尺寸分別為2.59 μm與2.47 μm，相差不大.根據KAM圖所示，No.30與No.31樣品的位錯密度無明顯差距。如圖5（c）與（f）所示為No.30與No.31樣品的大小角度晶界占比統(tǒng)計結果，兩個焊點的大小角度晶界占比也不存在明顯差別。

2.3 接頭力學性能

以焊點一側母材為起始點，向焊點方向進行顯微硬度測試，測試路徑依次經過母材（BM）、熱影響區(qū)（HAZ）、熔核區(qū)（Nugget）、熱影響區(qū)（HAZ）、母材（BM）。No.30與No.31樣品的硬度分布情況如圖6所示。兩個樣品的顯微硬度分布沒有明顯差異。No.30與No.31樣品熔核區(qū)硬度分別約為522 HV與516 HV，這是因為熔核區(qū)組織為粗大的板條馬氏體，硬度較高.No.30與No.31樣品母材硬度分別約為170 HV與171 HV。這是因為母材顯微組織為珠光體與鐵素體的復相組織，硬度較低。No.30與No.31樣品熱影響區(qū)硬度分別為317 HV與305 HV，這是因為熱影響區(qū)形成了鐵素體與馬氏體的復相組織，因此硬度在母材與熔核區(qū)之間。

圖7為No.30與No.31樣品淬火后的拉伸試驗曲線。如圖所示，No.30樣品的拉剪力僅為10.83 kN，發(fā)生“界面撕裂”失效。No.31樣品的拉剪力則達到24.09 kN，接頭失效形式由“界面撕裂”轉變?yōu)椤叭酆税纬觥薄＝Y果表明，隨著熔核直徑增大，焊點被破壞所需的拉剪力就增大。因此，由于No.30樣品的熔核直徑較小，焊點所能承載的拉剪力小于母材，故造成“界面撕裂”的失效形式。而No.31樣品的熔核直徑更大，焊點承載的拉剪力顯著提升且超過母材，故從母材斷裂，即“熔核拔出”的失效形式。通常來講，“熔核拔出”式斷裂時鋁硅鍍層鋼電阻點焊焊點最理想的失效形式，這表明了No.31樣品工藝參數下制備的焊點具有很強的承載能力。

圖8為No.30與No.31樣品的斷口形貌與焊點橫截面形貌。從圖8（a）可以看出，采用可焊性窗口外制備的No.30樣品呈現“界面撕裂”失效形式。對焊點熔核區(qū)斷裂位置進行斷口形貌觀察結果如圖8（b所示），斷口雖呈現韌性斷裂，但觀察到的韌窩淺而小，這意味著焊點在斷裂前未進行充分的塑性變形，焊點承載能力較差。從圖8（c）可以看出，采用可焊性窗口內制備的No.31樣品呈現“熔核拔出”失效形式。對焊點熱影響區(qū)斷裂位置進行斷口形貌觀察結果如圖8（d）所示，斷口呈現韌性斷裂，觀察到了大而深的韌窩，這意味著焊點在斷裂前進行了充分的塑性變形，焊點承載能力較強。因此，控制焊接工藝確定適用于鋁硅鍍層鋼電阻點焊的工藝窗口對于鋁硅鍍層鋼點焊性能而言是非常重要的。

3 結論

（1）對鋁硅鍍層鋼進行電阻點焊試驗，在焊點熔核直徑與壓痕深度均滿足要求的情況下焊點拉剪力更高。

（2）鋁硅鍍層鋼電阻點焊工藝窗口較窄，理想焊接參數范圍為焊接電流9～10 kA，焊接時間0.4～0.6 s，電極力3～7 kN，保溫時間為1～2 s，當系統(tǒng)總接觸電阻R一致時，在滿足40≤I2 t≤60的條件下，焊點質量能夠滿足實際生產要求。

（3）焊點各區(qū)域顯微組織不同導致力學性能存在差異。熔核區(qū)顯微組織為粗大的板條馬氏體，硬度為520 HV左右.熱影響區(qū)顯微組織為鐵素體與馬氏體的復相組織，硬度為310 HV左右。在可焊工藝窗口內制備的No.31試樣由于熔核直徑更大，在拉伸試驗中能夠以“熔核拔出”方式斷裂，拉剪力可達24.09 kN，是No.30試樣的兩倍。

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基金項目：國家自然科學基金面上項目（No.51975391）

第一作者：馮杰，2002年出生，男，金屬材料工程專業(yè)本科生，Email：2298471044@qq.com.

通訊作者：王曉南，1984年出生，男，工學博士，教授，博士生導師，主要研究方向：受控激光焊接/連接理論與技術，Email：wxn@suda.edu.cn