集磁器結構對磁脈沖輔助半固態(tài)釬焊接頭組織和性能的影響

鄧凌波，黃尚宇，2，楊梅，錢東升，2，馮珂，歐冰

(1.武漢理工大學，武漢，430070；2.湖北省材料綠色精密成形工程技術研究中心，武漢，430070；3.上海市高級技工學校，上海，200437)

0 序言

Cu 及其合金由于具有良好的導電性和導熱性，被廣泛用于制冷管道及設備中[1].但Cu 的密度大、價格高，而Al 及其合金耐蝕性十分優(yōu)異，并且具有密度小、強度高、價格低等優(yōu)勢[2].在不影響使用性能的前提下，采用Cu/Al 復合結構是實現(xiàn)輕量化和降低經(jīng)濟成本的十分具有前景的方法之一[3].由于Cu/Al 在物理性能上的差異，傳統(tǒng)熔化焊的方法難以實現(xiàn)高質量連接.尤其是在高溫下，Cu，Al 之間易形成脆性金屬間化合物，嚴重降低接頭的性能[4].因此，通常采用固相焊或釬焊的方法來獲得Cu/Al 焊接接頭.

攪拌摩擦焊(friction stir welding，F(xiàn)SW)是基于摩擦焊技術的一種固相焊[5].焊接過程中熱輸入量低，可避免形成較厚的金屬間化合物層，有利于提高接頭的強度.Lee 等人[6]采用FSW 獲得了Cu/Al 接頭，在接頭中金屬間化合物層較少.然而，攪拌摩擦焊通常適用于平板類工件的焊接，難以用于管件焊接.磁脈沖焊接(magnetic pulse welding，MPW)也屬于固相焊的一種，并適用于管件的焊接[7].在MPW過程中，能產生金屬射流以去除基體表面的氧化膜，從而實現(xiàn)冶金結合[8].Raoelison 等人[9]采用MPW 對Cu/Al 進行焊接，結果表明，在合適的工藝參數(shù)下可以有效焊接Cu/Al.Xu 等人[10]采用熱-力耦合歐拉模型分析了MPW 的界面特性和界面溫度變化.Pourabbas 等人[11]采用MPW 連接不同的鋁合金，在合適的碰撞角度和放電能量下可獲得高質量的接頭.然而，由于磁脈沖焊接過程中Cu/Al 仍為直接相連的方式，無法避免脆性金屬間化合物層的形成[12].此外，MPW 接頭存在孔洞和微裂紋等缺陷.

釬焊因具有生產效率高、工藝適應性好和成本低等優(yōu)點被廣泛應用于異種材料的焊接[13].但Cu/Al釬焊時需采用釬劑去除鋁表面致密的氧化膜[14]，容易導致接頭產生氣孔和電化學腐蝕.因此，Cu/Al無釬劑釬焊已成為研究熱點.Xiao 等人[15]采用超聲波輔助釬焊Cu/Al 接頭，發(fā)現(xiàn)在超聲振動的輔助下，接頭具有良好的冶金結合.Wei 等人[16]采用瞬態(tài)液相結合工藝焊接Cu/Al 接頭，結果發(fā)現(xiàn)Mg 的加入可以與Al2O3反應從而分解去除氧化膜.Shi等人[17]采用半固態(tài)Zn-Al 釬料釬焊鋁合金及其復合材料，研究了鋁表面氧化膜的去除機理和半固態(tài)釬料的變形行為.

結合磁脈沖焊接和半固態(tài)釬焊的特點，提出了一種電磁成形、半固態(tài)成形與釬焊復合的無釬劑釬焊新工藝-磁脈沖輔助半固態(tài)釬焊[18].利用電磁力驅動外管高速沖擊半固態(tài)釬料，通過釬料中固相顆粒的擠壓和剪切作用，使基體氧化膜破碎并清除.但前期研究發(fā)現(xiàn)[19]，在接頭搭接區(qū)域中部，會出現(xiàn)界面連接缺陷.受Fan 等人[20]采用隨形集磁器電磁成形制備Cu/Al 雙層金屬管的啟發(fā)，分析導致界面連接缺陷可能的原因是等內徑集磁器的電磁力分布使搭接區(qū)域的管件變形與釬料剪切流動不協(xié)調，從而影響去膜效果及界面連接質量的均勻性.鑒于此，文中將通過改變集磁器結構，分析其釬焊過程中管件的變形行為及釬料的剪切流變行為，考察集磁器結構對接頭界面連接質量、微觀組織及性能的影響.

1 試驗及模擬方法

1.1 磁脈沖輔助半固態(tài)釬焊工藝原理

圖1 為磁脈沖輔助半固態(tài)釬焊工藝原理，分為裝夾成形和釬焊成形兩步工序.首先，電磁力驅動外管縮徑變形并與內管貼合，如圖1a 所示.由于碰撞速度以及碰撞角度均未達到磁脈沖焊接所需的條件，此過程僅僅是將內、外管進行機械連接，防止后續(xù)加熱時半固態(tài)釬料從底部流出.然后，將管件待焊接區(qū)域移動至集磁器工作區(qū)域，如圖1b 所示.對脈沖電容再次充電，同時通過感應加熱線圈對內管進行加熱.釬料達到所需的半固態(tài)溫度后，脈沖電容再次放電進行釬焊成形.外管在電磁力的作用下高速沖擊半固態(tài)釬料，使其高速剪切流動，管壁氧化膜受到釬料內部固相顆粒的擠壓剪切作用從而破碎清除，如圖2 所示.

圖1 磁脈沖輔助半固態(tài)釬焊工藝原理Fig.1 Schematic of magnetic pulse assisted semi-solid brazing process.(a) clamping forming for the first discharge process；(b) brazing forming for the secondary discharge process

圖2 基體氧化膜去除機理Fig.2 Removal mechanism of matrix oxide film

1.2 試驗方法及集磁器形狀設計

有關研究結果表明[20]，隨形集磁器的電磁力分布能使外管與內管產生漸進式地碰撞，將其借鑒到磁脈沖輔助半固態(tài)釬焊時，可使外管對釬料的擠壓由搭接區(qū)域底部至端部依次進行，使釬料剪切流動更充分，去膜效果更均勻，有利于提高整個搭接區(qū)域的界面連接質量.為了便于加工，將集磁器簡化為圖3 所示的形狀，輪廓與裝夾成形后外管的外形基本相似.

圖3 集磁器幾何尺寸 (mm)Fig.3 Geometric dimensions of field shapers. (a)constant diameter field shaper；(b) cone angle field shaper

磁脈沖輔助半固態(tài)釬焊的試驗裝置如圖4 所示，主要包括電磁成形機、成形線圈、集磁器、加熱線圈、工件以及各種夾具.裝夾成形的放電電壓為7 kV，釬焊成形的放電電壓為4 kV.釬焊試驗中外管、內管以及釬料所采用的材料分別為1060 Al，T2 Cu 和Zn-15Al 合金，各材料的化學成分如表1所示.Al 管外徑19 mm，壁厚1 mm；Cu 管外徑15 mm，壁厚1.5 mm；釬料厚度為400 μm.根據(jù)課題組前期研究結果[21]，將釬焊溫度設為410 ℃.釬焊前，用SiC 砂紙將材料表面打磨干凈，并使用無水乙醇進行超聲清洗5 min.

表1 銅管、鋁管及釬料化學成分(質量分數(shù)，%)Table 1 Chemical compositions of Cu tube，Al tube and solder

圖4 釬焊試驗工裝Fig.4 Experimental device of brazing

釬焊完成后，對Cu/Al 接頭沿縱向進行剖分，通過JXA-8230 型電子探針顯微分析儀(electron probe microanalyzer，EPMA)進行顯微組織分析.對搭接區(qū)域沿軸向截取3 個環(huán)狀試樣，通過萬能試驗機進行抗剪強度測試，以3 個試樣的平均抗剪強度作為Cu/Al 釬焊接頭的抗剪強度.

1.3 數(shù)值模擬方法

通過有限元仿真軟件LS-DYNA 對磁脈沖輔助半固態(tài)釬焊過程中涉及的電磁場-結構場-流場耦合進行模擬分析.電磁場與結構場通過順序耦合的方式進行求解，同時，通過罰剛度法對結構場及流場進行耦合，從而實現(xiàn)電磁場-結構場-流場的耦合.

由于外管在410 ℃下進行高速變形，因此采用Johnson-Cook 本構模型以考慮應變速率敏感性、應變硬化以及溫度軟化效應.

式中：σ為流動應力；εp為等效塑性應變；ε*=其中 ε*為 無量綱應變率，為 應變率，為參考應變率；T*=(T-Tr)/(Tmelt-Tr)為 同系溫度，Tmelt為材料熔點，Tr為參考溫度；A，B，n，C和m為試驗所需確定的參數(shù)，如表2 所示.線圈、集磁器視為剛體(幾乎不變形)，采用剛體材料模型；釬料及空氣視為流體，采用Null 材料模型，Null 材料模型為LS-DYNA 中一種常用的流體材料模型.

表2 1060 Al 的Johnson-Cook 本構模型參數(shù)Table 2 Johnson-Cook constitutive model parameters of 1060 Al

圖5 為有限元模型.線圈、集磁器、外管定義為導體，計算得到感應電流的趨膚深度為0.94 mm，小于外管壁厚，因此將釬料和內管視為絕緣體.所有部件均采用六面體單元進行網(wǎng)格劃分，為了提高計算精度，變形區(qū)域采用較高的網(wǎng)格密度.

圖5 有限元仿真模型Fig.5 Finite element simulation model

2 結果分析及討論

2.1 模擬結果

圖6 為采用等內徑集磁器和帶錐角集磁器時外管電流密度分布.采用等內徑集磁器時，外管的電流密度分布如圖6a 所示.由于集磁器的端部效應，外管端部電流密度最大.而采用帶錐角集磁器時，外管的電流密度集中在搭接區(qū)域底部，并且沿底部至端部呈梯度分布，如圖6b 所示.這是由于外管端部與帶錐角集磁器之間的距離增加所導致.

圖6 外管電流密度云圖Fig.6 Current density diagram of outer tube.(a) constant diameter field shaper；(b) cone angle field shaper

圖7 為采用等內徑集磁器和帶錐角集磁器時外管洛倫茲力的分布情況.采用等內徑集磁器情況下，由于外管端部具有最大的電流密度，因此洛倫茲力最大，如圖7a 所示.對于帶錐角集磁器，最大洛倫茲力出現(xiàn)在搭接區(qū)域的底部附近，如圖7b 所示.

圖7 外管洛倫茲力矢量圖Fig.7 Lorentz force vector diagram of outer tube.(a)constant diameter field shaper；(b) cone angle field shaper

外管在洛倫茲力的作用下以高應變速率縮徑變形并與半固態(tài)釬料發(fā)生碰撞，在這種沖擊作用下，釬料產生高速剪切流動.圖8 和圖9 分別為采用等內徑集磁器和帶錐角集磁器時釬料不同時刻的流動速度分布.在等內徑集磁器情況下，由于外管底部與釬料距離最近，最先發(fā)生碰撞；另一方面，又由于外管端部洛倫茲力最大，首先發(fā)生變形并與釬料碰撞，因此釬料的剪切流動最先出現(xiàn)在端部及底部區(qū)域.而端部及底部的釬料沿軸向向兩側流動，阻礙了中部釬料的剪切流動，因此流速最低.可以發(fā)現(xiàn)，這種外管的變形模式對搭接區(qū)域內釬料的均勻剪切流動是不利的.采用帶錐角集磁器時，外管由底部至端部依次與半固態(tài)釬料進行碰撞，因此釬料也從底部至端部依次產生剪切流動.

圖8 采用等內徑集磁器時釬料剪切流動速度Fig.8 Shear flow velocity of solder with constant diameter field shaper.(a) t=33 μs；(b) t=35 μs；(c) t=45 μs；(d) t=60 μs；(e) t=80 μs

圖9 采用帶錐角集磁器時釬料剪切流動速度Fig.9 Shear flow velocity of solder with cone angle field shaper.(a) t=33 μs；(b) t=35 μs；(c) t=45 μs；(d) t=60 μs；(e) t=80 μs

釬料剪切應力的大小決定了基體氧化膜能否有效去除，圖10 為不同位置處釬料的最大剪切應力.由圖10 可知，采用帶錐角集磁器后，搭接區(qū)域中部釬料所受剪切應力幅值相對提高，分布更趨均勻，有利于去除該區(qū)域的氧化膜，保證界面有效結合.

圖10 釬料剪切應力分布曲線Fig.10 Shear stress curves of solder

2.2 試驗驗證

分別采用等內徑集磁器和帶錐角集磁器對Cu/Al 管進行了磁脈沖輔助半固態(tài)釬焊試驗.Cu/Al釬焊接頭如圖11 所示，在外管的沖擊作用下，部分半固態(tài)釬料被擠出.

圖11 Cu/Al 釬焊接頭Fig.11 Cu/Al brazing joint

圖12 為采用兩種集磁器時釬焊接頭中部區(qū)域的顯微組織.從圖12 可以看到，最明顯的變化是釬縫區(qū)的晶粒形狀、尺寸和Cu 側界面的形貌.釬縫區(qū)主要由深灰色顆粒和顆粒周圍的亮白色相組成.在等內徑集磁器情況下，晶粒呈玫瑰狀且較為粗大.對于帶錐角集磁器，晶粒更加細小并且接近球形；晶粒尺寸由38.12 μm 減小到22.18 μm，形狀因子由0.67 增大到0.87.這是由于在帶錐角集磁器條件下，釬料所受的剪切應力更大，剪切流變速率更高，釬料的剪切流動更充分、更均勻，從而使晶粒得到更為充分、更均勻地剪切細化.由表3 可知，圖中深灰色顆粒為α-Al，亮白色相為Zn-Al 共晶相.

圖12 Cu/Al 釬焊接頭顯微組織Fig.12 Microstructure of Cu/Al brazing joint.(a) interface of Cu side with constant diameter field shaper；(b) brazed seam with constant diameter field shaper；(c) interface of Al side with constant diameter field shaper；(d)interface of Cu side with cone angle field shaper；(e) brazed seam with cone angle field shaper；(f) interface of Al side with cone angle field shaper

表3 圖12 中所標記點的EDS 結果Table 3 EDS results of points marked in Fig.12

對于Cu 側界面，在等內徑集磁器條件下，發(fā)現(xiàn)了不連續(xù)的擴散層，缺陷處(點A)的EDS 結果顯示，O 元素原子分數(shù)為22.61%，表明界面處仍存在氧化物，氧化膜去除不充分，從而影響了界面的冶金結合.而在帶錐角集磁器條件下，Cu 側界面擴散層連續(xù)，對應的EDS 結果(點F，G)顯示，界面處不存在氧化物，表明氧化膜去除充分，實現(xiàn)了良好的冶金結合.此外，網(wǎng)狀的CuZn5相附著在擴散層上，并向釬縫區(qū)生長.Ji 等人[22]的研究表明，這種結構有利于提高界面連接的可靠性.對于Al 側界面，在等內徑集磁器和帶錐角集磁器情況下均形成了連續(xù)擴散層，對應的EDS 結果(點D，E)顯示，氧化膜去除充分，實現(xiàn)了良好冶金結合.

出現(xiàn)上述界面連接結果的原因：內管(Cu 管)沒有徑向變形，其表面氧化膜的去除完全靠釬料的沖刷作用，當釬料剪切應力幅值不夠大時，氧化膜不能充分去除，從而導致界面存在連接缺陷；而外管(Al 管)在釬焊過程中會徑向高速擠壓釬料，氧化膜的去除不僅依靠釬料的軸向沖刷，其與釬料的徑向高速撞擊也會發(fā)揮作用，故即使在等內徑集磁器條件下，徑向撞擊及軸向剪切的綜合作用已能完全去除外管表面的氧化膜，因此，兩種集磁器條件下，Al 側界面均能實現(xiàn)良好的冶金結合.

剪切試驗結果表明，在其它焊接工藝參數(shù)相同的條件下，采用等內徑集磁器所獲得的釬焊接頭抗剪強度為46 MPa，而采用帶錐角集磁器時，抗剪強度為58 MPa，提高了26%.這是因為在帶錐角集磁器條件下，釬料與基體界面的冶金結合得到了改善，纖縫組織進一步細化.此外，近球狀晶?？梢越档蛻衃23].在這些因素的綜合作用下，釬焊接頭的抗剪強度得到了提高.

文中僅針對兩種特定的集磁器(等內徑和帶錐角)，討論其磁脈沖輔助半固態(tài)釬焊過程中管件的變形行為和釬料的剪切流變行為，闡明了集磁器結構變化對界面連接質量、焊縫組織及接頭性能產生影響的原因.后續(xù)研究中，需系統(tǒng)考察集磁器結構參數(shù)對接頭連接質量、組織性能的影響規(guī)律，并以界面連接質量和接頭性能為目標，對集磁器結構參數(shù)進行優(yōu)化，并最終為該新工藝的推廣應用提供集磁器優(yōu)化設計的依據(jù)與方法.

3 結論

(1) 對管件磁脈沖輔助半固態(tài)釬焊工藝，等內徑集磁器由于其電磁力分布不能滿足無釬劑釬焊對管件變形與釬料剪切流變的協(xié)調性需求，導致搭接區(qū)域內去膜效果存在差異，在去膜不充分的局部區(qū)域，易產生界面連接缺陷.

(2) 簡化的隨形集磁器結構(帶錐角集磁器)能夠更好地滿足磁脈沖輔助半固態(tài)釬焊對管件變形與釬料剪切流變的協(xié)調性需求，釬料剪切流變速率及去膜效果相對更為均勻，避免界面連接缺陷并細化搭接區(qū)域中部的纖縫組織，有效地提高界面連接質量并改善釬焊接頭組織性能.