摘要：研究高強度汽車鋼板DP980雙相鋼電阻點焊質(zhì)量的影響因素，為實際生產(chǎn)提供參考，以厚度為1mm的DP980鋼板為對象，利用有限元軟件建立了電阻點焊過程的軸對稱有限元模型。通過模擬點焊熔核的形成過程，研究點焊過程中溫度場和應力場的分布特征，并確定點焊熔核直徑和抗剪強度指標。實驗結(jié)果表明：點焊接頭的剪切強度受到熔核尺寸的影響，熔核直徑與點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力最大值隨焊接電流的增大呈增加趨勢；通過對點焊接頭拉伸、剪切載荷作用下的應力狀態(tài)建立數(shù)學模型分析，DP980點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，采用先進的高強度鋼板代替?zhèn)鹘y(tǒng)的低碳鋼板，對于減輕車身重量和提高汽車結(jié)構(gòu)強度具有更重要的意義[2]。在各種先進的高強鋼板中，雙相鋼具有更好的綜合性能而廣泛應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，這可能導致成分偏析、硬化、脆化等焊接缺陷。因此，對點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雙相鋼為研究對象，采用熱-組織-應力雙向耦合模型對電阻點焊過程進行了模擬，反映焊接過程中點焊接頭的熔核尺寸、溫度場以及殘余應力分布。通過對DP980雙相鋼在一定焊接工藝下的熔核直徑抗剪強度的計算、模擬和實驗，為輕量化汽車發(fā)展中DP980電阻點焊工藝提供指導。2電阻點焊數(shù)值模擬2.1材料與模型1mm厚DP980鋼板的化學成分和力學性能如表1和表2所示。點焊設(shè)備為2.2電阻點焊數(shù)值模型電阻焊仿真可以預測同種和異種材料的焊接性，設(shè)計優(yōu)化電阻點焊工藝參數(shù)。根據(jù)焊接工藝和材料特性，通過相互耦合的電學模型、熱學模型、金相模型和力學模型實現(xiàn)電阻點焊過程的交互分析。圖1顯示了已建立的電阻點焊軸對稱物理模型，該模型由上下電極和焊件組成。上下電極尺寸相同，均為國際標準球形電極IS05182A2-2。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℃),模擬的點焊工藝參數(shù)與實際點焊工藝參數(shù)基本一致。2.3仿真結(jié)果焊接試驗的工藝參數(shù)與上述模擬相同，根據(jù)點焊試驗結(jié)果發(fā)現(xiàn)，在焊接時間、焊接壓力固定為230ms、2.6kN,當焊接電流大于8.3kA時，點焊接頭會形成完整的熔核。圖2為實驗點焊接頭與模擬點焊接頭對比圖。焊接壓力2.6kN,焊接電流9.5kA,焊接時間230ms,模擬熔核的尺寸和形貌與試驗結(jié)果基本一致，試驗實測熔核直徑為5.40mm,模擬熔核直徑為5.96mm,模擬與試驗誤差僅為6.8%左右。3點焊熔核尺寸與力學性能3.1點焊接頭溫度場與應力場焊接過程溫度場分布如圖3所示，焊接電流分別為8.7kA、8.9kA、9.1kA時，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。如圖4為焊接電流對點焊接接頭熔核半徑影響趨勢圖，在焊接時間、焊接壓力固定為230ms、2.6kN時，由于點焊過程中熱量源于電阻熱，焊接電流越大，點焊過程產(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。但是當焊接電流大于10.0kA時，由于熔核中心溫度過高，點焊時液態(tài)熔核會發(fā)生飛濺導致熔核直徑減少，由于無法對液態(tài)熔核飛濺的過程進行仿真，所以仿真結(jié)果顯示熔核尺寸持續(xù)增加，與實際點焊結(jié)果相悖。圖5為點焊后焊接區(qū)殘余應力云圖(總焊接時間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力，拉應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力值的變化圖，隨著焊接電流從8.5kA增加至9.5kA,殘余應力最大值從716MPa增加至749.6MPa,這是因為焊接電流的增加，熔核中心溫度升高，導致熔核冷卻后焊接殘余應力更加集中。3.2力學性能數(shù)學模型根據(jù)Zhao[6]等人的報道，雙相鋼點焊接頭在拉伸和剪切載荷作用下的應力分析公式為：式中：為點焊接頭熱影響區(qū)的硬度；為點焊接頭的熔核區(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點焊熔核區(qū)的3/4。在滿足點焊接頭性能的前提下，H=0.87t(t為板厚)。點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所有拉伸剪切試驗斷裂模式為PF模式臨界熔核尺寸。拉伸剪切試驗結(jié)果如表4所示。熔核直徑均大于4.69mm。3.3點焊接頭力學性能圖7為點焊實驗焊接電流對點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。當焊接電流大于9.0kA時，熔核尺寸增大的速度開始減小，在10.0kA時達到最大值。當焊接電流持續(xù)增加大于9.5kA時，焊點的最大剪切力隨焊接電流的增大而減小。當焊接電流過高時，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，在熔核周圍形成應力集中點，導致接頭抗拉強度降低。因此，9.5～10.0kA的焊接如圖8為焊接壓力、焊接時間固定為2.6kN、230ms,焊接電流分別為8.5kA、9.0kA、9.5kA時點焊接頭顯微硬度、峰值溫度圖，馬氏體含量分布圖為焊接電流9.0kA。點焊接頭顯微硬度最高處為熔核邊緣處，最大值達到470HV。熱影響區(qū)處發(fā)生馬氏體回火，在熱循環(huán)峰值溫度達到696℃時，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，點焊接頭處硬度變化較小。(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,并且焊接殘余應力主要集中在熔核周圍；(2)點焊接頭的剪切性能受到熔核尺寸的影響，當焊接電流為10.0kA時，熔(3)對于DP980點焊接頭，點焊接頭由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，焊接電流的變化對點焊接頭的顯微硬度和馬氏體含量影響較弱。[1]ChoK,RedkinKV,HuaM,e[2]解瑞軍，李從增，鄭綱，等.TRIP980高強鋼電阻點焊接頭的組織及力學性能[J].焊接學報，2019,40(01):125-129.[3]萬曉東，徐靖，王元勛，等.雙相鋼電阻點焊應力與變形行為數(shù)值分析[J].焊接學報，2017,6:79-82.2017,08:115-118.[5]KimchiM,PhillipsDH.Resistanceandapplicationsfortheaut[6]ZhaoD,WangY,LiangD,etal.ModelingandprocessanresistancespotweldedDP600jointsbasedonre