1 引言

汽车轻量化不仅可以减小能耗,而且能减少尾气排放,已成为21世纪汽车技术的前沿和关注点之一^[1]。用双相高强度钢取代传统的低碳钢可有效减轻汽车的重量,达到汽车轻量化的目的^[2]。汽车车身构件主要通过焊接的方式进行连接^[3],电阻点焊与粘接技术的结合,可以使整个接头的应力分布更加均匀,提高接头的耐疲劳性能^[4],但电阻点焊使用的胶粘剂需具有导电性,增加了成本。而激光胶焊技术对胶层无特殊要求,且具有焊接速度快、精度高、热输入量小、工件变形小等诸多优点,具有广泛的应用前景^[5-6]。

针对激光胶接点焊工艺和焊接过程存在的问题,国内外学者开展了大量的研究。任大鑫等^[7]通过采集分析激光焊接过程的焊接光谱,发现胶层增大了试件对激光的吸收率。Messler等^[8]分析发现,焊点周围施加压力可减小金属板间胶层受热气化后对熔池的冲击作用。王铭茂等^[9]研究了不同胶层的气体排开方式,设计了脉冲波形以适应不同粘度的胶层。刘申等^[10]以钛合金为对象,研究发现胶层分解后产生的残余碳使激光点焊-胶接复合接头出现了碳化钛(TiC),从而增大了接头的显微硬度,但同时削弱了接头的承载能力。对于点焊接头的无损检测,Liu等^[11]通过分析时域和频域的特征信号,获得了不锈钢点焊接头的超声C扫描图像,并设计了当量计算程序来自动计算焊核直径。Sun等^[12]将电阻点焊接头的超声C扫描图像划分为不同的区域,可以表征飞溅、焊穿等焊接缺陷。然而,目前通过正交试验来研究不同焊接工艺参数对激光胶焊接头质量的影响规律,以及分析接头超声C扫描图像特征的文献鲜有报道。

本文以焊接功率、离焦量和焊接时间为参数,对DP590双相钢进行了激光胶接点焊的正交试验,借助电液伺服材料试验机对接头进行了拉剪试验,分析了不同工艺参数对接头拉剪性能的影响,并对失效接头进行了断口分析;借助超声波扫描显微镜研究了不同参数下接头的超声C扫描图像的特性和不同区域的超声A扫描信号特征。

2 试验方法

2.1 材料和试样制备

用于激光胶接点焊连接的母材是规格为110 mm×20 mm×1.5 mm的DP590双相钢钢片,其化学成分如表1所示,力学性能如表2所示。采用单搭方式,搭接方式如图1所示,粘接剂选用高分子结构胶--环氧树脂胶(DP460)。

采用的激光焊接系统为德国IPG公司生产的YLG-6000光纤激光器。胶焊过程的具体步骤为:1) 用砂纸对母材表面进行打磨,再用丙酮溶液擦拭去掉表面氧化物;2) 对搭接区域定量施胶,并用夹子将搭接好的试件夹紧,以确保胶层厚度的一致性;3) 将粘接后的试件进行激光点焊;4) 把试件放入恒温箱24 h,对搭接区的胶层进行固化。焊接过程中采用的保护气体为氩气,吹气方式为侧吹,气流速率为15 L/min。

图 1. 试件搭接示意图

Fig. 1. Sketch map of lap specimen

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2.2 正交试验设计

选择焊接功率、离焦量和焊接时间为变量进行三因素三水平胶焊正交试验,焊接功率选择1400,1600,1800 W,离焦量选择3,0,-3 mm,焊接时间设定为200,600,1000 ms,制定9组试验方案,如表3所示,每组连接4个试件。

2.3 点焊接头质量检测

借助超声波扫描显微镜,采用超声波水浸聚焦入射法得到激光胶接点焊接头的超声A扫描信号和超声C扫描图像。试验所用检测系统的探头频率为15 MHz,分辨率为95 μm,耦合剂为水。

图 2. 超声C扫描成像检测示意图

Fig. 2. Schematic of ultrasonic C-scan imaging detection

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采用MTS公司的电液伺服材料试验机对9组激光胶接点焊接头进行拉剪试验,拉伸过程中加载速度设为2 mm·min^-1。为克服试件拉伸过程中产生的弯矩,在试件夹持部分贴上25 mm×20 mm×1.5 mm的垫片。拉剪过程结束后,采用SEM对胶焊接头的断口进行宏观和微观形貌分析。

3 试验结果与分析

3.1 胶焊接头的形貌特征

依照表3正交试验方案对板材进行激光胶接点焊操作后获得9组接头,激光胶接点焊上表面和下表面的形貌特征如图3所示。可以看出,第2组和第6组上表面出现下塌现象,这是因为金属在激光热作用下被迅速加热,部分金属气化导致熔池中金属损失,在激光停止加热后,焊点处金属开始凝固,液体金属在重力作用下下沉,最终焊点上表面出现下榻现象。

图4所示为第1,7,9组参数下的胶焊接头超声C扫描图像,根据超声A扫描信号的变化特征和超声C扫描的图像特征,可将激光胶接点焊接头划分为焊核区、热影响区、气体排开的空腔区及胶层区。提取各区域的超声A扫描信号,结果如图5所示。焊接完成后焊核区形成了较均匀的组织,声波在此区域均匀衰减至0,如图5(a)所示,但由于晶粒比母材粗大,焊核区超声波衰减速度大于母材。由于热影响区在焊接时受热不均,且受到胶层分解所产生的碳元素的影响,形成的晶粒差异较大,因此声波在此区域的衰减过程比较复杂,如图5(b)所示。远离焊核区未发生气化的胶层的超声A扫描信号如图5(c)所示,由于胶层的存在,其二次回波幅值未见衰减。而空腔区中的胶层已发生了气化反应,上板下表面所反射的二次回波出现了明显衰减,如图5(d)所示,传播介质的不均匀性使超声波在此区域的衰减速度明显大于胶层区。对比三组接头超声C扫描图像可以发现,随着焊接工艺参数的变化,各个区域的大小也发生变化,且随着焊接功率的增大,焊点处热输入增大,导致胶层气化后气体排开现象明显,第7组和第9组试件的空腔区面积大于第1组。以热影响区边缘为起点,取焊核区最长距离作为点焊接头的焊核直径,则第1,7,9组的焊核直径分别为2.27,2.99,3.23 mm,与对应的失效载荷呈正相关。

图 3. 1~9组焊点表面形态。 (a)第1组;(b)第2组;(c)第3组;(d)第4组;(e)第5组;(f)第6组;(g)第7组;(h)第8组;(i)第9组

Fig. 3. Surface morphologies of solder joints in 1-9 groups. (a) Group 1; (b) group 2; (c) group 3; (d) group 4; (e) group 5; (f) group 6; (g) group 7; (h) group 8; (i) group 9

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图 4. 超声C扫描图像。(a)第1组;(b)第7组;(c)第9组

Fig. 4. Ultrasonic C-scanning images. (a) Group 1; (b) group 7; (c) group 9

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图 5. 接头不同区域的超声A扫描信号。(a)焊核区;(b)热影响区;(c)胶层区;(d)空腔区

Fig. 5. Ultrasonic A-scan signals of joints in different regions. (a) Nugget zone; (b) heat-affected zone; (c) adhesive zone;(d)cavity zone

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3.2 工艺参数与拉剪性能

对正交试验后得到的9组接头进行重复的拉伸剪切试验,获得了接头的平均峰值载荷数据,如表4所示。可以发现,第9组胶接点焊接头的峰值载荷最大,为7529.30 N,对应的焊接功率为1800 W,焊接时间为1000 ms,离焦量为-3 mm;第1组接头的峰值载荷最小,为6531.40 N,对应的焊接功率为1400 W,焊接时间为200 ms,离焦量为-3 mm。另外,1~8组胶接点焊接头的静强度均小于粘接接头,这是因为激光的热效应使胶层发生气化,胶层在搭接面的有效连接区域减小,而激光点焊不足以补偿胶层气化引起的强度损失。

对三个工艺参数对应的峰值载荷进行计算后得到极差数据,如表5所示,其中L₁、L₂、L₃分别表示功率、离焦量、时间对应的峰值载荷。可以看出,在离焦量由负变正的过程中,接头的平均峰值载荷先减小后增大,当采用负离焦量时能获得抗拉强度更好的接头。不同焊接功率水平的峰值载荷极差值为437.21 N,说明焊接功率对接头峰值载荷的影响最大,其次是焊接时间,而离焦量对接头峰值载荷影响最小。焊接功率和时间的交互影响作用如图6所示,可以看出,在一定范围内缩短焊接时间和增大焊接功率可以增大接头的静强度。当焊接功率小于1600 W时,焊接时间对峰值载荷影响很小,这是因为采用低功率焊接时,胶层排开的范围较小,此时胶层对接头强度的贡献更大。当焊接功率大于1600 W,焊接时间大于600 ms时,随着焊接时间和焊接功率的增大,峰值载荷增大的速率明显加快,虽然胶层的烧灼和气化同样会削弱连接节点的强度,但在此工艺参数下焊点的形核质量得到了提高。

图 6. 焊接时间和焊接功率对峰值载荷的交互作用

Fig. 6. Interactive effect of laser power and welding time with peak loads

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3.3 拉剪断口分析

选取正交试验中峰值载荷高、中、低三个水平的点焊接头,利用SEM观察其拉剪断口宏观形貌和不同位置的微观断口形貌。第1,7,9组的拉剪断口宏观形貌如图7所示,可以看出,三组宏观断口均可分为三个区域,即胶层断裂区、胶层气化后气体排开的空腔区和激光焊点断裂区。第9组的激光焊点断裂区的面积大于第1组和第7组,说明焊点的大小与接头抗拉强度呈正相关。三组接头在拉伸过程中均是胶层先发生混合失效,然后是激光焊点发生界面断裂失效。

激光胶接点焊接头焊点断裂区不同位置的拉剪微观断口如图8所示。对第1组焊点断裂区不同位置进行扫描后发现,整个断口均为拉长韧窝形貌,该接头受到拉剪力后,焊点界面处发生了韧性断裂。第7组接头的抗拉强度水平在正交试验中为中等,该组接头微观断口在焊点不同位置表现出不同特征,B点的断口出现高密度的撕裂棱和解理小面,符合准解理断口特征,C点处断口形貌为剪切断裂的拉长韧窝,在拉长韧窝中,还存在小的卵形韧窝,这是因为焊核中有第二相粒子。由此可推断出,此接头在胶层失效后,焊点边缘首先发生准解理特征的脆性断裂,随后裂纹在焊点内扩展,最后焊点中心发生韧性断裂。这是因为胶层分解产生的碳元素增加了焊点的硬脆性,使焊点发生了这种过渡断裂形式。第9组接头为正交试验中抗拉强度最大的接头,其断口形貌为拉长韧窝,焊点界面处发生了韧性断裂。

图 7. 断口的宏观形貌。(a)第1组;(b)第7组;(c)第9组

Fig. 7. Macro-morphologies of fatigue fractures. (a) Group 1; (b) group 7; (c) group 9

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图 8. 断口的微观形貌。(a) A点;(b) B点;(c) C点;(d) D点

Fig. 8. Micro-morphologies of fatigue fractures. (a) Point A; (b) point B; (c) point C; (d) point D

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4 结论

以焊接功率、离焦量和焊接时间为参数,对DP590双相钢钢板进行了激光胶接点焊的正交试验,得到如下结论。

1) 当焊接功率为1800 W、焊接时间为1000 ms、离焦量为-3 mm时,激光胶接点焊接头的平均峰值载荷最大,为7529.30 N。通过极差分析可知,焊接功率对接头的静强度影响最大,焊接时间次之,离焦量的影响最小。

2) 结合超声A扫描信号,可将激光胶接点焊接头超声C扫描图像分为焊核区、热影响区、空腔区及胶层区,且能有效测量激光焊点的直径,高、中、低失效载荷下接头对应的焊核直径分别为2.27,2.99,3.23 mm,胶焊接头抗拉强度与激光焊点直径呈正相关。

3) 平均峰值载荷分别为高、中、低的三组接头在拉剪过程中的失效过程均为胶层先断裂,随后激光焊点界面处发生断裂失效,在激光焊点断裂区的断口处观察到剪切力作用下形成的拉长韧窝。