鋁合金與不銹鋼熱補(bǔ)償電阻點焊接頭性能研究

石紅信 邱然鋒 張曉嬌 尹丹青 于 華 張柯柯 里中忍

1.河南科技大學(xué)河南省有色金屬材料科學(xué)與加工技術(shù)重點實驗室，洛陽，471003 2.日本國立熊本大學(xué)，日本熊本市，860-8555

0 引言

異種材料間的有效連接不僅能夠充分利用材料各自特性，達(dá)到“材盡其長”之效果，還可以為結(jié)構(gòu)設(shè)計提供新思路。鋼與鋁合金作為最常見的兩種結(jié)構(gòu)材料，它們之間的連接將是不可缺少的。然而，由于鋁合金和鋼的熔點等物理性能差異很大，且兩者之間的的固溶度較低，容易在界面生成脆性的金屬間化合物［1-2］，所以這兩材料之間的連接還存在一些問題。國內(nèi)外許多學(xué)者分別采用摩擦焊［3］、擴(kuò)散焊［4］以及攪拌摩擦焊［5］等固態(tài)連接方法對鋁合金與鋼異種材料進(jìn)行了焊接，并對接頭組織、性能進(jìn)行深入研究，獲得了較好的效果。雖然采用固態(tài)焊接可有效地控制金屬間化合物的生長，但由于受接頭形式、工件尺度、作業(yè)氣氛、柔性度及效率等方面的限制，上述固態(tài)焊接技術(shù)迄今尚未應(yīng)用到汽車車身實際生產(chǎn)中，因此，鋁／鋼異種材料的熔釬焊最近得到了廣泛研究［6-8］。熔釬焊是利用鋁合金和鋼熔點的差異，采用電弧或激光加熱并精確控制焊接熱輸入，在保證高熔點的鋼不發(fā)生熔化的前提下使低熔點的鋁合金熔化，熔化的鋁合金及填充金屬與固態(tài)的鋼實現(xiàn)釬焊連接。這種新型連接技術(shù)提升了鋁／鋼異種金屬連接的應(yīng)用空間，它在汽車車身工程化應(yīng)用方面的研究也正在展開。

電阻點焊具有生產(chǎn)效率高、操作簡便、不需填充材料、易于實現(xiàn)自動化等優(yōu)點，是現(xiàn)代汽車車身焊裝的主要焊接方法。據(jù)統(tǒng)計，每輛汽車車身焊點數(shù)高達(dá)5000余個。為了節(jié)能減排，汽車工業(yè)在追求高安全性、外觀靚麗、乘用舒適型車身設(shè)計的同時將關(guān)注的目光投向了車身輕量化。以鋁合金取代傳統(tǒng)的鋼鐵材料用于汽車車身結(jié)構(gòu)是汽車輕量化的最主要途徑，而不銹鋼的采用可以增加車身外露覆蓋件的美觀性。然而，關(guān)于鋁合金與不銹鋼異種材料電阻點焊的研究報道迄今仍很鮮見。為此，本研究采用熱補(bǔ)償工藝墊片電阻點焊法焊接鋁合金與不銹鋼，利用電子顯微鏡觀察分析接合界面反應(yīng)物的形貌與分布，在對其接頭性能進(jìn)行分析的基礎(chǔ)上，探討界面反應(yīng)物對接頭性能的影響。

1 試驗材料與方法

試驗材料為1.0mm厚的A5052鋁合金和SUS304不銹鋼，其化學(xué)成分如表1所示。

表1 A5052鋁合金與SUS304不銹鋼的化學(xué)組成（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）%

如圖1所示，制作兩種試樣分別用于抗剪和抗拉試驗。由于鋁合金導(dǎo)電、導(dǎo)熱性能好，所以焊接時在鋁合金板上附加一枚工藝墊片對其進(jìn)行熱補(bǔ)償以獲得對稱的熔核。熱補(bǔ)償墊片選擇的主要依據(jù)是：決定熱補(bǔ)償效果的材料電導(dǎo)率、熱導(dǎo)率、比熱容，決定焊后剝離的材料線性膨脹系數(shù)以及經(jīng)濟(jì)性。雖然與鋁合金線性膨脹系數(shù)相差較大的材質(zhì)有利于焊后剝離，但也增大了接頭的裂紋傾向性。作為基礎(chǔ)研究，本文在考慮熱補(bǔ)償效果和經(jīng)濟(jì)性的基礎(chǔ)上選擇低碳鋼（厚度1.0mm）作為工藝墊片。熱補(bǔ)償工藝墊片電阻點焊的詳細(xì)報道見文獻(xiàn)［9］。

圖1 焊接試樣形狀（單位mm）

焊接前，被焊材料和熱補(bǔ)償工藝墊片表面用無水乙醇清洗干凈后烘干。在交流固定式點焊機(jī)上，使用直徑為6mm的球面型電極頭進(jìn)行點焊。焊接工藝條件如表2所示。焊接后，在室溫條件下以1.7×10-5m／s的速率對接頭進(jìn)行拉伸試驗。對部分接頭進(jìn)行斷面觀察試驗。垂直于接合界面沿焊點直徑橫切焊接接頭，研磨、拋光其斷面。用掃描電子顯微鏡（SEM，JEOL JSM-6300）沿接合面觀察界面區(qū)的微觀形貌。

表2 焊接條件

為了對比，本研究也對鋁合金A5052的同種材料接頭進(jìn)行了性能試驗，這種情況的焊接是將兩鋁合金板夾于兩枚工藝墊片之間進(jìn)行的。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 界面組織

圖2顯示了在焊接電流I＝10kA條件下焊接接頭的SEM圖像。用掃描電鏡沿接合界面A5052／SUS304進(jìn)行了觀察，圖3顯示了界面區(qū)SEM圖像，可以看出，在焊點外緣處觀察到零星分布的不連續(xù)反應(yīng)物（圖3a），隨著向焊點中央的靠近，界面反應(yīng)物逐漸呈層狀，其厚度也逐漸變厚。反應(yīng)層在界面呈“鋸齒狀”，也就是說，在鋁合金側(cè)有針狀反應(yīng)物向鋁合金內(nèi)生長。這是因為同樣溫度下Fe在Al中的擴(kuò)散系數(shù)遠(yuǎn)大于Al在Fe中的擴(kuò)散系數(shù)。通過成分分析和衍射斑點解析得知，界面反應(yīng)物主要由Fe2Al5、FeAl3和少量的FeAl2金屬間化合物構(gòu)成，其詳細(xì)結(jié)果見文獻(xiàn)［10］。

圖2 接頭斷面圖（I＝10kA）

圖4顯示了I＝10kA下獲得的接頭界面反應(yīng)層厚度在界面上的分布，圖中，r為焊點半徑，w為非連續(xù)反應(yīng)層寬度。反應(yīng)層厚度測量方法如下：沿界面每隔100μm 取一個30μm×30μm的視野，在每一視野上測量5點取其平均值作為該視野的反應(yīng)層厚度。如圖4所示，反應(yīng)層厚度在焊點中心處最大，隨著距焊點中心距離的增大而逐漸減小，至焊點外周沿處已呈非連續(xù)分布。反應(yīng)層厚度在界面的這種分布被認(rèn)為與焊接過程中的溫度場有關(guān)。眾所周知，反應(yīng)層厚度X是反應(yīng)時間t和溫度T 的函數(shù)，即X＝（2 Kt）0.5，而K＝K0exp（Q／（RT））（K 為成長系數(shù)，K0為系數(shù)，R為氣體常數(shù)，Q 為反應(yīng)層成長活化能）［11］。點焊時，由于被焊材料的傳導(dǎo)散熱作用，焊接區(qū)外圍的溫度低于焊接中心區(qū)的溫度，且焊接區(qū)外圍高溫反應(yīng)時間也比中心區(qū)的高溫反應(yīng)時間短［12］，因此，反應(yīng)層厚度呈中心高周圍低的“山”狀分布。

觀察結(jié)果表明：不同焊接電流條件下焊接接頭的界面反應(yīng)層厚度以及非連續(xù)反應(yīng)層寬度w也不同；焊點中心反應(yīng)層厚度隨焊接電流的增大而變厚，而非連續(xù)反應(yīng)層寬度卻隨著焊接電流的增大而減小。

圖3 界面掃描電鏡照片

圖4 界面反應(yīng)層厚度分布（I＝10kA）

2.2 接頭力學(xué)性能

圖5顯示了 A5052／SUS304、A5052／A5052兩類接頭的熔核直徑、抗剪載荷與焊接電流的關(guān)系。這里的熔核直徑是從接頭斷口測出的，圖中數(shù)據(jù)是7件試樣的平均值。如圖5所示，對于異種材料接頭 A5052／SUS304與同種材料接頭A5052／A5052兩類試樣，其熔核直徑都是隨焊接電流的增大而增大。根據(jù)焦耳定律可知，焊接電流是影響電阻熱的主要因素，隨焊接電流的增大，產(chǎn)生的電阻熱增大，因而能夠生成較大的熔核。從圖5中可以看出，在相同的焊接電流條件下，A5052／SUS304接頭的熔核尺寸 與 A5052／A5052相比略有增大。雖然焊接同種材料A5052／A5052接頭時有4層材料（工藝墊片＋A5052＋A5052＋工藝墊片），與異種材料接頭A5052／SUS304（工藝墊片＋A5052＋SUS304）相比多了一層鋁合金板，但是由于鋁合金電阻率較小，焊接時產(chǎn)熱較少，且異種材料接頭中的不銹鋼SUS304的電阻率大于低碳鋼材質(zhì)的工藝墊片的電阻率，其產(chǎn)熱的效果較好，所以，A5052／SUS304接頭熔核尺寸略有增大。

如圖5所示，與鋁合金的同種材料接頭A5052／A5052一樣，A5052／SUS304異種材料接頭抗剪載荷隨焊接電流的增大而增大。這是因為隨焊接電流的增大，所生成的熔核尺寸較大，其承載能力也隨之增大。在本研究中，具有6.0kN的最大抗剪力的接頭是在I＝12kA條件下獲得的，這時的熔核直徑達(dá)9.8mm，也完全滿足點焊標(biāo)準(zhǔn)所要求的直徑d＞4h1／2（h 為板厚）的要求。Oikawa等［13］采用鋁／鋼軋制復(fù)合板作為中間夾層焊接鋁合金與鋼，結(jié)果表明：焊接電流為12kA時獲得最大接頭抗剪載荷為4kN。相比之下，采用熱補(bǔ)償電阻點焊法獲得的接頭具有較大的熔核及較高的抗剪力，從而證明了熱補(bǔ)償電阻點焊法對焊接鋁合金是有效的。

從圖5中可以看出：當(dāng)焊接電流較?。?～8kA）時，同樣焊接電流下A5052／SUS304異種材料接頭的抗剪載荷大于A5052／A5052同種材料接頭的抗剪載荷；當(dāng)焊接電流較大（8～12kA）時，A5052／SUS304異種材料接頭的抗剪載荷略小于A5052／A5052同種材料接頭的抗剪載荷。從抗剪試驗結(jié)果得知，較小的焊接電流（5～8kA）獲得的接頭在抗剪試驗時呈界面撕裂，較大焊接電流（8～10kA）獲得的接頭在抗剪試驗時呈“鈕扣”式破壞。由于在界面撕裂破壞模式下焊點直徑是影響接頭抗剪載荷的主要因素［14］，因此，焊接電流較小時A5052／ASUS304接頭熔核直徑較大，致使其抗剪載荷也大。而對于“鈕扣”式破壞的接頭，其強(qiáng)度的主要影響因素是熔核直徑和焊點厚度［14］。由于電極壓痕的影響，當(dāng)焊接電流較高時焊接處變得較薄，盡管這時接頭熔核直徑也比較大，但其抗剪載荷還是略小于同條件下A5052／A5052接頭的抗剪載荷。

但是，從總的情況來看，在相同焊接條件下，A5052／ASUS304異種材料接頭與A5052／A5052同種材料接頭的熔核直徑、抗剪載荷相差較小。無論接頭呈界面撕裂破壞還是呈“鈕扣”式破壞，其抗剪強(qiáng)度都是抗剪載荷和熔核直徑的函數(shù)［14］。因此，總體上來說，A5052／ASUS304異種材料接頭與同種條件下獲得的5052／A5052同種材料接頭具有同種程度的抗剪強(qiáng)度。這一結(jié)果說明，生成于A5052／ASUS304界面的反應(yīng)層對其接頭抗剪強(qiáng)度影響不明顯。

圖6 接頭抗拉強(qiáng)度、不連續(xù)反應(yīng)層分?jǐn)?shù)與焊接電流的關(guān)系

為調(diào)查界面反應(yīng)層對接頭抗拉強(qiáng)度的影響，對A5052／SUS304異種材料接頭進(jìn)行了十字抗拉試驗，結(jié)果顯示所有接頭均為界面撕裂破壞。本文利用接頭抗拉載荷與斷口面積對接頭強(qiáng)度進(jìn)行了計算，其值與焊接電流的關(guān)系如圖6所示?？梢钥闯?，隨焊接電流的增大接頭抗拉強(qiáng)度減小。在較高焊接電流條件下獲得的接頭有較大的熔核，其抗拉強(qiáng)度卻較小，這說明生成于A5052／ASUS304界面的反應(yīng)層對其接頭抗拉強(qiáng)度有明顯的影響。通過對A5052／ASUS304異種材料接頭的斷口進(jìn)行分析，并對照反應(yīng)層厚度在界面上的分布，得出接頭抗拉強(qiáng)度與非連續(xù)反應(yīng)層線度分?jǐn)?shù)w／r有一定的關(guān)系。如圖6所示，隨著焊接電流的增大，非連續(xù)反應(yīng)層線度分?jǐn)?shù)減小，且其減小趨勢與接頭抗拉強(qiáng)度的減小趨勢也較為一致。由于生成于界面的硬脆反應(yīng)層和兩種母材的彈塑性系數(shù)存在明顯差異，致使異種材料連接界面力學(xué)性能失配［15］，在垂直于界面的應(yīng)力作用下容易發(fā)生界面剝離，這被認(rèn)為是界面反應(yīng)層對接頭抗拉強(qiáng)度存在影響。

3 結(jié)論

（1）觀察到鋁合金／不銹鋼的電阻點焊接合界面反應(yīng)層生成，反應(yīng)層厚度隨其在界面上的位置的變化而變化。（2）A5052／SUS304接頭熔核直徑、抗剪載荷隨焊接電流的增大而增大。（3）A5052／SUS304界面反應(yīng)層對接頭抗剪強(qiáng)度的影響不明顯，但能減弱接頭抗拉強(qiáng)度。接頭抗拉強(qiáng)度與界面非連續(xù)反應(yīng)層線度分?jǐn)?shù)有關(guān)。

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