汽車車身異種金屬板件磁脈沖焊接工藝研究*

崔俊佳,袁 偉,李光耀

(1.湖南大學(xué),汽車車身先進(jìn)設(shè)計(jì)制造國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,長沙 410082; 2.智能型新能源汽車協(xié)同創(chuàng)新中心,上海 201804)

汽車車身異種金屬板件磁脈沖焊接工藝研究*

崔俊佳1,2,袁 偉1,李光耀1,2

(1.湖南大學(xué),汽車車身先進(jìn)設(shè)計(jì)制造國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,長沙 410082; 2.智能型新能源汽車協(xié)同創(chuàng)新中心,上海 201804)

采用磁脈沖焊接技術(shù),實(shí)現(xiàn)不銹鋼板與銅板和不銹鋼板與鋁板的固相焊接。通過改變焊件的厚度和板間距等參數(shù),研究其對焊接質(zhì)量的影響。采用激光共聚焦顯微鏡、掃描電鏡和能譜分析等微觀分析方法,對不同樣件焊接界面的微觀結(jié)構(gòu)和性能進(jìn)行對比。結(jié)果表明,焊件的不同參數(shù)的焊接界面微觀特征差異較大。隨著板件厚度和板間距的增大,焊接界面波形尺寸和過渡區(qū)厚度顯著增加,焊接質(zhì)量提高。

汽車;輕量化;磁脈沖焊接;異種材料焊接

前言

環(huán)保、節(jié)能已成為當(dāng)前汽車設(shè)計(jì)的焦點(diǎn),而輕量化設(shè)計(jì)可顯著減少能源消耗,增強(qiáng)汽車的動(dòng)力性能,降低環(huán)境污染。在車身的制造中,以鋁、鎂等輕質(zhì)合金逐步替代鋼材是目前輕量化的一種有效方法[1]。例如奧迪A8的“全鋁車身”,其絕大部分結(jié)構(gòu)件采用鋁合金,僅部分對強(qiáng)度要求很高的結(jié)構(gòu)件采用高強(qiáng)度鋼。鋁合金與鋼材的合理組合運(yùn)用,在保證車身的結(jié)構(gòu)安全前提下,顯著地減輕了車身質(zhì)量。然而,鋁合金與鋼等材料的熱物性參數(shù)相差較大,且鐵在鋁中溶解度極小,加熱熔化時(shí),鋁漂浮在鋼的表面無法與鋼均勻結(jié)合。同時(shí),鋁表面會(huì)產(chǎn)生一層難熔的氧化物膜,焊接時(shí)進(jìn)一步阻礙液態(tài)金屬結(jié)合。熔融金屬液體冷卻后形成熱影響區(qū),存在大量脆性的金屬化合物。這些問題使一般的鋁-鋼熔融焊接頭強(qiáng)度低,塑性和韌性差,達(dá)不到應(yīng)用標(biāo)準(zhǔn)[2],極大地限制了鋁合金在汽車領(lǐng)域的應(yīng)用。

磁脈沖焊接是一種高速固相焊接技術(shù),能有效地避免上述鋁-鋼的焊接問題。磁脈沖焊接采用電磁力作為驅(qū)動(dòng)力,在微秒級(jí)的時(shí)間內(nèi)將焊接飛板加速至上百米每秒的速度,使其與焊接基板高速撞擊。在撞擊點(diǎn)附近,金屬強(qiáng)烈的塑性變形會(huì)造成局部區(qū)域的高溫、高壓,在這樣的環(huán)境下,兩個(gè)板件的元素急劇擴(kuò)散,在極短的時(shí)間內(nèi)形成了多種元素構(gòu)成的過渡區(qū)域,使兩個(gè)板件連接成一個(gè)整體,即使飛板反彈也難以被剝離分開。焊接過程中,金屬無熔化過程,避免或減少了金屬化合物的產(chǎn)生;碰撞點(diǎn)處產(chǎn)生高速射流清理焊接表面氧化層,利于不同金屬原子互相擴(kuò)散與結(jié)合,可形成性能良好的接頭。國內(nèi)外對鋁-鋼異種材料的磁脈沖焊接進(jìn)行了一系列的研究。文獻(xiàn)[3]和文獻(xiàn)[4]中通過磁脈沖焊接實(shí)現(xiàn)了鋁板與鎂板和鋁板與不銹鋼板的連接,并探究了能量、板間距和不同線圈對焊接性能的影響,獲得了最優(yōu)板間距,指出焊接強(qiáng)度會(huì)隨著放電能量的增加而提高;文獻(xiàn)[5]中通過研究鋁管與銅管、鈦管和不銹鋼管的磁脈沖焊接,指出波形界面和過渡區(qū)物相是決定焊接強(qiáng)度的主要因素;文獻(xiàn)[6]中研究了鋁與低碳鋼板的磁脈沖焊接,并進(jìn)行了拉伸試驗(yàn)和微觀組織分析,解釋了接頭高結(jié)合強(qiáng)度的原因是由晶粒細(xì)化的多相鋁晶粒和細(xì)小的金屬化合物顆粒組成的過渡層提供了足夠的連接強(qiáng)度;文獻(xiàn)[7]中研究了多種形貌鋁合金與不銹鋼的焊接試驗(yàn),結(jié)果表明大多數(shù)鋁合金能通過磁脈沖焊接與不銹鋼很好地連接,且沒有嚴(yán)重的熱影響區(qū)。文獻(xiàn)[8]和文獻(xiàn)[9]中完成了3A21鋁與20號(hào)鋼管的磁脈沖焊接試驗(yàn),并進(jìn)行力學(xué)性能測試和微觀組織分析,結(jié)果表明磁脈沖焊接界面處形成了過渡區(qū),基體元素在界面附近發(fā)生互相擴(kuò)散,基體材料出現(xiàn)晶粒細(xì)化;文獻(xiàn)[10]中對1060工業(yè)純鋁和不銹鋼進(jìn)行磁脈沖焊接技術(shù)的研究,然后檢測焊接后接頭氣密性能、剝離性能和剪切強(qiáng)度,結(jié)果表明磁脈沖焊接管件氣密性好,接頭強(qiáng)度高。

目前國內(nèi)外對于汽車車身制造中的鋁-鋼板件焊接研究與應(yīng)用仍較少,且缺乏對焊接界面微觀特征的系統(tǒng)研究。本文中以銅-不銹鋼、鋁-不銹鋼板件結(jié)構(gòu)為研究對象,改變焊接件厚度和間距等參數(shù),進(jìn)行多組異種金屬板件焊接試驗(yàn)。通過微觀分析手段觀察分析焊接界面,獲取板件焊接界面的微觀特征信息,研究板件厚度和板間距對焊接微觀特征的影響。

1 磁脈沖焊接試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)原理

磁脈沖焊接的電路如圖1(a)所示。變壓器首先將380V工業(yè)電壓升至數(shù)千伏,隨后整流器將其整流為直流,并對電容器組進(jìn)行充電。當(dāng)電容器組電壓上升至閾值后,接通高壓開關(guān),實(shí)現(xiàn)對線圈的放電。放電后,線圈回路產(chǎn)生高頻的衰減電流I,由于電磁感應(yīng)現(xiàn)象,在線圈周圍空間中產(chǎn)生高頻時(shí)變磁場,導(dǎo)致飛板內(nèi)產(chǎn)生感應(yīng)電流Iv。在線圈與飛板的間隙中,I與Iv產(chǎn)生的磁場相互疊加,形成增強(qiáng)磁場。在該磁場作用下,飛板會(huì)受到巨大的洛倫磁力Fl而產(chǎn)生高速塑性變形,與基板發(fā)生碰撞(見圖1(b))。在合適的碰撞速度和角度下,碰撞點(diǎn)會(huì)產(chǎn)生高速射流沖刷焊接表面雜質(zhì)(見圖1(c)),使兩潔凈表面金屬在高壓下緊密結(jié)合形成金屬鍵連接。

圖1 磁脈沖焊接技術(shù)示意圖

1.2 試驗(yàn)材料與方法

磁脈沖焊接試驗(yàn)采用德國PST公司生產(chǎn)的電磁脈沖連接裝置PS48-16,具體參數(shù)如表1所示。圖2 (a)為磁脈沖焊接工裝。圖中上部內(nèi)嵌有兩組平板線圈,可同時(shí)充電、放電,一次完成兩組板件的焊接。線圈下面為板件的固定工裝,如圖2(b)所示。通過該工裝可限定兩焊接板件的間距,亦可保證板件在高速撞擊時(shí)板件的位移約束。

表1 PS48-16設(shè)備參數(shù)

圖2 磁脈沖焊接設(shè)備與工裝圖

板件固定工裝中靠模材料為淬火的45模具鋼,其強(qiáng)度、硬度遠(yuǎn)大于焊接材料,因此多次試驗(yàn)撞擊引起的微小局部變形對試驗(yàn)結(jié)果影響甚微。

采用3種金屬材料板件進(jìn)行試驗(yàn)研究,分別為銅(Cu)、鋁(Al)和不銹鋼(SS)。共設(shè)計(jì)5組試驗(yàn),其中試驗(yàn)組1為銅-不銹鋼焊接試驗(yàn),試驗(yàn)組2-5為鋁-不銹鋼焊接試驗(yàn)。第1組(Cu-SS)試驗(yàn)中,銅板尺寸為100mm×80mm,不銹鋼板件尺寸為80mm× 80mm;第2-4組(Al-SS)試驗(yàn)板件尺寸長寬相同,但板件厚度及板間距有所差別,具體板件參數(shù)如表2所示。5組試驗(yàn)不銹鋼均作為基板,導(dǎo)電率高的銅板和鋁板作為飛板。試驗(yàn)中的3個(gè)設(shè)計(jì)變量為材料、板件厚度和板件間距。第1組試驗(yàn)與其余4組試驗(yàn)對比,研究不同材料磁脈沖焊接界面的微觀特性。第2-4組試驗(yàn)用于研究板件的厚度對焊接質(zhì)量的影響。第4和第5組試驗(yàn),用于研究不同的板間距對焊接效果的影響。焊接完成后,采用激光共聚焦顯微鏡(CLSM)、掃描電子顯微鏡(SEM)和能譜分析(EDS)等微觀分析手段,觀察焊接界面的形貌特征、顯微硬度和元素分布等微觀特征。

表2 試驗(yàn)編組及尺寸參數(shù) mm

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 焊接件宏觀形貌

圖3為Cu-SS焊接件和Al-SS焊件的宏觀形貌。由圖可以看出,對于Cu-SS焊接件(第1組),焊接區(qū)域銅板表面有明顯的熔化現(xiàn)象,且有一定皺縮。這是由于放電能量大,而銅板過薄(0.1mm),銅板內(nèi)的渦流產(chǎn)生熱量,放電時(shí)使其表層瞬間熔化,放電完成后又迅速凝固。而對于Al-SS(第2-4組)焊接件,由于采用厚度較大的鋁板作為飛板,且鋁的導(dǎo)電率較低,渦流較小,因此未出現(xiàn)表面熔化狀態(tài)。表面質(zhì)量良好,無損傷,基板無明顯形變。

圖3 Cu-SS和Al-SS焊接件典型形貌

在圖3虛線所示方框位置截取試樣,并對垂直于焊接區(qū)域長度方向的斷面進(jìn)行觀察。圖4為第4組焊接件斷面圖和放大圖。由圖可看出,鋁板與不銹鋼板在焊接區(qū)域完全連接在一起,無未焊接區(qū)域。在A和B兩處,位于焊接區(qū)域的邊緣有深灰色、質(zhì)地松散的粉末。這些粉末是磁脈沖焊接過程中,飛板撞擊基板時(shí)形成的高速射流,在慣性作用下噴射至焊接區(qū)域外,冷卻后的產(chǎn)物。射流能清除焊接表面的氧化物和污染物,為板件結(jié)合提供清潔的表面。在碰撞的巨大壓力下,元素互相擴(kuò)散,兩個(gè)清潔表面緊密結(jié)合[11]。

圖4 Al-SS(第4組)焊接斷面和放大圖

2.2 焊接界面微觀特征

本文中將結(jié)合微觀分析方法(CLSM,SEM, EDS)觀察磁脈沖焊接板件焊接界面的形貌特征、微區(qū)成分及微區(qū)結(jié)構(gòu)分析,以表征磁脈沖焊接界面微觀特征。鑒于同種材料焊接件的微觀特征的相似性,本小節(jié)選取試樣4(Al-SS)與試樣1(Cu-SS)對比,分析不同飛板材料焊接件的微觀特征。

2.2.1 焊接界面微觀形貌

磁脈沖焊接界面通常包含波形界面和過渡區(qū)兩個(gè)部分。適當(dāng)?shù)牟ㄐ谓缑婧秃穸鹊倪^渡區(qū)能夠有效地加強(qiáng)連接強(qiáng)度。本文中將重點(diǎn)觀察分析各組焊接試樣界面的波形和過渡區(qū)形貌,研究工藝參數(shù)、結(jié)構(gòu)參數(shù)對其影響規(guī)律。

由于焊接材料不同,Cu-SS焊件與Al-SS焊件的界面表現(xiàn)出不同的結(jié)合模式:前者表現(xiàn)為波形界面無過渡區(qū);而后者則為較平直的過渡區(qū),波形區(qū)界面不明顯(圖5)。圖5(a)所示為Cu-SS(第1組)焊接區(qū)域斷面的微觀形貌。Cu-SS的焊接界面為清晰可見的波形界面,其形狀類似于正弦波。其平均尺寸波長約為20μm,波高約為13μm。波形界面中,銅與不銹鋼兩基體材料直接接觸,相互勾嵌,沒有明顯的過渡層產(chǎn)生。銅基嵌入不銹鋼部分形成的波峰較高,與之相比不銹鋼的波峰較小。Al-SS(第4組)焊接界面如圖5(b)所示。在鋁和不銹鋼界面上生成了顏色異于兩基體材料的中間過渡區(qū)。過渡區(qū)形成的主要原因是在高壓環(huán)境下,基體材料原子的相互滲透。在高溫高壓環(huán)境下,元素?cái)U(kuò)散速度十分快,在幾微秒的焊接過程時(shí)間里,就足以形成厚度數(shù)十微米的過渡層。同時(shí)發(fā)現(xiàn),過渡區(qū)中有細(xì)小的氣孔存在,這是由于焊接過程極短,氣體來不及排出,被包裹在過渡區(qū)中。除氣孔外,過渡區(qū)中還出現(xiàn)少量的裂紋,這是由于板件撞擊時(shí)劇烈的塑性變形會(huì)在界面處形成很大的殘余應(yīng)力,在焊接結(jié)束時(shí),部分殘余應(yīng)力釋放,在界面處形成微裂紋。調(diào)整合適的撞擊速度可防止裂紋的產(chǎn)生[12]。

圖5 不同焊件焊接界面金相照片

2.2.2 焊接界面微區(qū)硬度分布

對微觀區(qū)域進(jìn)行顯微硬度測試有助于進(jìn)一步評(píng)價(jià)磁脈沖焊接接頭性能。本次試驗(yàn)在垂直焊接界面的方向上選取多個(gè)點(diǎn)進(jìn)行微觀硬度測量。微觀硬度測量采用相同尺寸的壓頭及等值壓力,硬度大的材料壓痕小,反之,壓痕大。

Cu-SS(第1組)和Al-SS(第4組)的焊接界面硬度分布如圖6所示。不銹鋼基體的硬度遠(yuǎn)大于銅與鋁的硬度,距界面較近點(diǎn)的硬度較遠(yuǎn)離界面點(diǎn)的硬度高,且隨著與界面距離的增加,兩側(cè)基體硬度逐漸降低。

由圖6(b)可以看出,過渡區(qū)內(nèi)硬度最高,不銹鋼基體次之,硬度最小的是鋁基,焊接界面附近材料硬度得到了明顯的提升,主要原因是,界面附近的材料發(fā)生了不同程度的塑性變形,進(jìn)而造成局部的材料硬化與強(qiáng)化,而強(qiáng)烈的塑性變形后,再結(jié)晶和晶粒細(xì)化,進(jìn)一步增加了界面附近材料的硬度。

圖6 不同焊件焊接界面硬度分布圖

2.2.3 焊接界面微區(qū)元素分布

磁脈沖焊接時(shí),焊接界面高溫、高壓的環(huán)境為元素?cái)U(kuò)散提供了有利的條件。本文中采用EDS能譜分析儀,測量焊接界面附近的元素分布,分析焊接過程中元素的擴(kuò)散行為。

Cu-SS(第1組)焊接界面中,無明顯的過渡區(qū),采用EDS能清晰地觀察到元素含量在界面兩側(cè)的變化情況,圖7(a)為SEM圖,圖中白線位置為EDS掃描的區(qū)域,圖7(b)為EDS掃描直線上各元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù),橫坐標(biāo)表示掃描直線上的點(diǎn)距掃描起點(diǎn)的距離。從圖中曲線可知,在2μm的范圍內(nèi),Cu元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)從接近96%降低到3%;同時(shí)Fe,Cr和Ni 3種元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)從不足2%上升至不銹鋼基體各元素含量?？梢耘袛?Cu,Fe,Cr和Ni滲透距離只有約1μm。在元素?cái)U(kuò)散的過程中,擴(kuò)散元素溶解在基體晶格中,形成固溶體。

圖7 Cu-SS界面EDS線掃描圖

圖8 Al-SS界面EDS線掃描圖

圖8為Al-SS(第4組)焊接界面微觀形貌,過渡層的厚度約為25μm。根據(jù)EDS曲線斜率的變化趨勢,可將過渡區(qū)分為兩個(gè)區(qū)域:在Ⅰ區(qū)域中,各元素自由擴(kuò)散,元素含量急劇變化;在區(qū)域Ⅱ中,各元素含量趨于穩(wěn)定,形成了一個(gè)平臺(tái)。在該區(qū)域,各元素配比一定,推測生成了金屬化合物。根據(jù)元素分布可知,該組試驗(yàn)中Al與不銹鋼中的Fe,Cr和Ni擴(kuò)散的距離并不相同。不銹鋼中Fe,Cr和Ni擴(kuò)散至鋁基中的擴(kuò)散距離為22μm,而Al在不銹鋼中擴(kuò)散距離僅3μm。在焊接過程中,由于強(qiáng)烈的塑性形變和高溫、高壓,兩基體材料臨近界面附近的組織表現(xiàn)出低黏性的流體特性。而由于鋁的硬度、熔點(diǎn)比不銹鋼低很多,因此鋁基流體化更劇烈,流體厚度更大。流動(dòng)的組織較固體更利于元素的擴(kuò)散,不銹鋼中元素可在流體鋁基中擴(kuò)散更遠(yuǎn)的距離。

2.3 同一焊接界面不同位置微觀特征

文獻(xiàn)[3]和文獻(xiàn)[13]中所述的板件磁脈沖焊接試驗(yàn)中,位于焊接區(qū)域中間部位出現(xiàn)了未焊接區(qū)域,有明顯裂紋。而兩端位置區(qū)域焊實(shí),且有良好的波形界面。這說明同一焊接界面不同位置的微觀特征有明顯的區(qū)別。本次試驗(yàn)樣件宏觀形貌未發(fā)現(xiàn)未焊接區(qū)域,但是通過CLSM和SEM觀察微觀形貌,發(fā)現(xiàn)焊接斷面的微觀的波型特征,過渡區(qū)在中間部位與兩側(cè)位置有明顯的區(qū)別。

圖9 同一焊件不同位置微觀形貌對比圖

圖9(a)為焊接件斷面示意圖,選取同一焊接界面的中心位置與兩端位置的微觀形貌進(jìn)行對比。對于Cu-SS(第1組)的中心位置,界面為直線型,非波形界面;過渡區(qū)寬度約4μm,且與兩基體僅為直線接觸。而在焊接區(qū)域兩側(cè)位置,界面具有良好的波浪形狀,兩基體互相勾嵌,EDS表明有2μm厚度元素?cái)U(kuò)散(如圖9(b)所示),類似的現(xiàn)象同樣出現(xiàn)在Al-SS的焊接件中(圖9(c))。對Al-SS(第4組)焊接件中心與兩側(cè)的微觀形貌的對比可知,中心區(qū)域,無明顯過渡層,兩基體材料直接連接。界面為直線型,但并不完全平整。兩側(cè)位置,有較厚且連續(xù)性較好的過渡層,厚度最大可達(dá)30μm,部分區(qū)域出現(xiàn)了較明顯的波形界面。

2.4 不同厚度板件焊接界面微觀特征

本文涉及的5組試驗(yàn)中,第2,3和4組采用的是不同厚度的鋁板和不銹鋼板件焊接。通過對這3組試驗(yàn)微觀特征的觀察和對比發(fā)現(xiàn),厚度的變化對過渡區(qū)和波形界面的形成有很大的影響。

表3為第2,3和4組試驗(yàn)的板件厚度和微觀波形、過渡區(qū)尺寸,圖10為對應(yīng)的SEM照片。由表3可知,隨著板件厚度的增大,界面的波型尺寸亦會(huì)相應(yīng)增大。第2組試件焊接界面波長為5μm,波高僅1μm,且波形較為均勻。第3組試件的焊接界面波型不均勻,尺寸略有變化,平均波長為30μm,波高為8μm。

表3 第2,3和4組試樣波形尺寸和過渡區(qū)尺寸

圖10 第2,3和4組試樣微觀界面SEM照片

與第2和第3組試驗(yàn)相比,第4組試件的界面波形較為平緩,波長較長約為100μm,波高約為10μm。由表3和圖10分析可知,隨著焊接板件厚度的增加,波長會(huì)增加,波高也會(huì)增大。

2.5 不同板間距焊接界面微觀特征

第4和第 5組試驗(yàn)的板間距分別為 2和1.5mm。圖11為兩試件過渡區(qū)形貌對比圖。由圖可知:兩組試驗(yàn)界面形貌特征類似,焊接界面主要表現(xiàn)為平順的過渡區(qū),但存在過渡區(qū)不連續(xù)現(xiàn)象,焊接區(qū)域兩端位置均有少量的波形界面;不同之處在于第5組試件的過渡區(qū)厚度明顯小于第4組試件,且整個(gè)焊接界面上連續(xù)性較差。

圖11 第4與第5組試樣微觀形貌對比

3 分析與討論

3.1 焊接界面中部與兩側(cè)微觀特征的區(qū)別

由上述界面形貌可知,斷面焊接區(qū)域兩側(cè)焊接效果明顯優(yōu)于中部。引起上述差異的主要原因是沖擊角度的不同。由于兩焊接板件平行放置,當(dāng)高速的飛板撞擊基板時(shí),中心區(qū)域是垂直撞擊,沖擊角度為0°,兩側(cè)板件撞擊時(shí)有一定的撞擊角度,會(huì)造成撞擊速度在水平方向產(chǎn)生分量。垂直撞擊會(huì)直接引起垂直方向的反彈,減弱板件的連接,一定的沖擊角度能增加沖擊的水平分量,減弱垂直方向的反彈。同時(shí),射流的產(chǎn)生是波形界面和過渡區(qū)形成的至關(guān)重要的條件,直接影響到焊接效果。垂直沖擊時(shí),由于缺失撞擊水平速度分量,往往不會(huì)產(chǎn)生射流。綜上所述,焊接區(qū)域兩側(cè)位置的焊接效果往往要好于中心位置。

事實(shí)上,撞擊整個(gè)界面上撞擊速度有一定差異,中部撞擊速度略大于兩側(cè),但只要撞擊速度超過最小臨界速度,連接強(qiáng)度便可滿足整體要求。

3.2 板件厚度對焊接效果的影響

文獻(xiàn)[14]中采用Kelvin-Helmholtz不穩(wěn)定性原理解釋波的形成,采用此原理可很好地解釋板厚對波型尺寸的影響,圖12為采用該原理描繪的磁脈沖焊接波形界面形成過程示意圖[14]。當(dāng)飛板撞擊基板時(shí),在兩板件中會(huì)產(chǎn)生沿著板厚方向的反射波,且方向相反。隨后,反射波在板件外表面發(fā)生反射,傳播至新的撞擊點(diǎn)處并與該點(diǎn)沖擊波疊加形成壓力峰值。在碰撞點(diǎn)處碰撞速度高于兩邊位置的金屬流動(dòng)速度故形成波峰。波的形成與反射波在板內(nèi)的運(yùn)動(dòng)時(shí)間有關(guān)。板件越厚,反射波在板件中傳播時(shí)間越長,產(chǎn)生波峰的時(shí)間約長,故波形尺寸越大。

圖12 應(yīng)力波傳播示意圖[14]

同時(shí)發(fā)現(xiàn),隨著板件厚度的增加,過渡區(qū)的厚度明顯增大且過渡區(qū)的連續(xù)性增強(qiáng),該現(xiàn)象的產(chǎn)生與過渡區(qū)的成因有關(guān)。過渡區(qū)形成的主要原因是碰撞時(shí)材料的塑性流動(dòng)和元素?cái)U(kuò)散。兩板件碰撞時(shí)會(huì)引起強(qiáng)烈的塑性變形,進(jìn)而造成一定厚度的流動(dòng)層,并且在流動(dòng)層中存在劇烈的元素?cái)U(kuò)散。碰撞后,流動(dòng)層冷卻即形成了包含兩焊接板件元素的過渡層。而板件厚度的增加使得撞擊時(shí)飛板攜帶更多的動(dòng)能,流動(dòng)層的厚度也會(huì)隨之增加,且擴(kuò)散更加劇烈,過渡層厚度會(huì)越厚。

3.3 板間距對焊接效果的影響

造成第4與第5組試驗(yàn)焊接界面差別的直接原因是飛板撞擊速度的差異,而板間距是飛板撞擊速度一個(gè)重要的影響因素。如果不考慮基板的影響,飛板的運(yùn)動(dòng)可分為加速和減速兩個(gè)階段。在加速階段中,飛板受到洛倫磁力而做向下的加速運(yùn)動(dòng),速度迅速增大,洛倫磁力逐漸減小,加速度逐漸減小至零,飛板速度達(dá)到最大值。當(dāng)飛板依靠慣性繼續(xù)向下運(yùn)動(dòng)時(shí),進(jìn)入減速階段,速度逐漸減小至最終停止。因此,通過適當(dāng)調(diào)整基板與飛板的間距,便可獲得一個(gè)最大的撞擊速度,使焊接效果最優(yōu)。

4 結(jié)論

本文中完成了鋁 不銹鋼和銅 不銹鋼板件的磁脈沖焊接試驗(yàn),結(jié)果表明磁脈沖焊接適用于鋁-鋼和銅-鋼異種金屬板件焊接,可有效地解決汽車應(yīng)用中鋁與鋼的焊接難題。同時(shí),通過CLSM,SEM和EDS等多種微觀分析手段觀察研究焊接界面的微觀特征,得出以下結(jié)論:

(1)同一磁脈沖焊接板件,由于板件撞擊角度的區(qū)別,焊接區(qū)域兩側(cè)的焊接效果優(yōu)于中心位置;

(2)隨著板件厚度的增加,界面波形尺寸和過渡區(qū)厚度都會(huì)增大;

(3)適當(dāng)?shù)卣{(diào)整板件間距,能使板件獲得最高的撞擊速度,使焊接質(zhì)量達(dá)到最優(yōu)。

[1] 徐中明,徐小飛,張志飛,等.保險(xiǎn)杠安全性能仿真分析與試驗(yàn)研究[J].汽車工程,2014,36(3):293-297.

[2] 萬春芬,周明召.鋁-鋼異種材料焊接工藝的研究進(jìn)展[J].熱加工工藝,2014,43(3):8-11.

[3] KOREA S D,DATEA P P,KULKARNIB S V.Effect of process parameters on electromagnetic impact welding of aluminum sheets [J].International Journal of Impact Engineering,2007,34:1327-1341.

[4] KOREA S D,DATEA P P,KULKARNIB S V.Electromagnetic impact welding of aluminum to stainless steel sheets[J].Journal of materials Processing Technology,2008,208:486-493.

[5] MARYA M,MARYA S,PRIEM D.On the characteristics of electromagnetic welds between aluminum and other metals and alloys [J].Welding in the World,2005,49:74-84.

[6] LEE Kwang-Jin,KUMAI Shinji,ARAI Takashi,et al.Interfacial microstructure and strength of steel/aluminum alloy lapjoint fabricated by magnetic pressure seam welding[J].Materials Science and Engineering A,2007,471:95-101.

[7] AIZAWA T,KASHANI M,OKAGAWA K.Application of magnetic pulse weldingor aluminum alloys and SPCC steel sheet joints [J].Welding Research,2007,86:119-124.

[8] YU Haiping,XU Zhidan,FAN Zhisong,et al.Mechanical property and microstructure of aluminum alloy-steel tubes joint by magnetic pulse welding[J].Materials Science&Engineering A,2013, 561:259-265.

[9] YU Haiping,XU Zhidan,JIANG Hongwei,et al.Magnetic pulse joining of aluminum alloy-carbon steel tubes[J].TNMSC,2012, 22:548-552.

[10] 陳樹君,夏羽,于洋,等.異種金屬材料磁脈沖焊接技術(shù)[J].航空精密制造技術(shù),2011,47(4):33-45.

[11] 夏羽.能量的傳遞與轉(zhuǎn)換作用對磁脈沖焊接接頭性能的影響研究[D].北京:北京工業(yè)大學(xué),2012.

[12] 徐志丹.3A21鋁合金-20#鋼管件磁脈沖焊接數(shù)值模擬與工藝試驗(yàn)[D].哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學(xué),2013.

[13] VIVEK A,HANSEN S R,LIU B C,et al.Vaporizing foil actuator:A tool for collision welding[J].Journal of Materials Processing Technology,2013,213:2304-2311.

[14] BEN-ARTZY A,STERN A,FRAGE N,et al.Wave formation mechanism in magnetic pulse welding[J].International Journal of Impact Engineering,2010,37(4):397-404.

A Study on Magnetic Pulse Welding Process for Dissimilar Sheet Metals of Autobody

Cui Junjia1,2,Yuan Wei1&Li Guangyao1,2
1.Hunan University,State Key Laboratory of Advanced Design and Manufacturing for Vehicle Body,Changsha 410082; 2.Collaborative Innovation Center of Intelligent New Energy Vehicle,Shanghai 201804

Magnetic pulse welding(MPW)is employed to realize the solid-phase welding of stainless steel plate to copper and aluminum plates.By changing parameters,such as the thickness of and the gap between welded plates,their influences on welding quality are studied.Microscopic analysis techniques including confocal laser scanning microscope,scanning electron microscope and energy disperse spectroscopy are adopted to compare the microscopic structure and performance of weld interface in different sample parts.The results show that the microscopic features of weld interfaces vary significantly with different parameters of welded parts.With the increase of the thickness of and the gap between welded plates,the wave size and the thickness of transition zone increase,leading to an improved welding quality.

vehicle;lightweighting;magnetic pulse welding;dissimilar material welding

10.19562/j.chinasae.qcgc.2017.01.019

*國家自然科學(xué)基金(61232014和51405149)資助。

原稿收到日期為2016年1月29日,修改稿收到日期為2016年3月21日。

李光耀,教授,博士生導(dǎo)師,E-mail:gyli@hnu.edu.cn。