黃永德，毛錦榮 ，付 強(qiáng)，張成聰，何 鵬

?

焊前熱處理對(duì)鈹青銅微電阻點(diǎn)焊接頭性能的影響

黃永德1，毛錦榮1，付 強(qiáng)1，張成聰2，何 鵬3

(1. 南昌航空大學(xué)航空制造工程學(xué)院，南昌 330063；2. 上海航天設(shè)備制造總廠，上海 200245；3. 哈爾濱工業(yè)大學(xué)先進(jìn)焊接與連接國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，哈爾濱 150001)

采用微電阻點(diǎn)焊方法成功實(shí)現(xiàn)0.1 mm厚鈹青銅薄片的連接，研究鈹青銅焊前固溶處理(固溶態(tài))和固溶再時(shí)效處理(時(shí)效態(tài))對(duì)搭接接頭力學(xué)性能和顯微組織的影響。結(jié)果表明：鈹青銅經(jīng)不同熱處理后，時(shí)效態(tài)接頭的抗拉剪力明顯高于固溶態(tài)的。固溶態(tài)鈹青銅接頭的最大平均抗拉剪力為60.54 N時(shí)，熔核由較小的胞狀晶、較大的等軸枝晶和柱狀枝晶組成；時(shí)效態(tài)接頭最大平均抗拉剪力為137.28 N時(shí)，熔核由較大的胞狀晶和均勻細(xì)小的等軸晶組成。在相同工藝參數(shù)下，時(shí)效態(tài)接頭獲得的熱輸入量約為固溶態(tài)接頭的1.73倍。

鈹青銅；焊前熱處理；微電阻點(diǎn)焊；力學(xué)性能；顯微組織

鈹青銅是一種耐蝕、耐疲勞、無磁性、導(dǎo)電導(dǎo)熱性能優(yōu)異的有色金屬，經(jīng)固溶處理和固溶再時(shí)效處理后都具有較高的強(qiáng)度、硬度以及彈性極限[1]。目前，鈹青銅合金被廣泛應(yīng)用于彈簧、繼電器、豆莢桿以及衛(wèi)星天線的構(gòu)件中[2]。在鈹青銅小尺寸合金元件的制造與應(yīng)用過程中，材料的有效連接尤為重要，由于鈹青銅熱處理后的高彈性、高硬度以及元件的超薄尺寸等特點(diǎn)，使用傳統(tǒng)的焊接方法易出現(xiàn)變形、表面氣化和燒穿等現(xiàn)象[3]；釬焊焊接需要整體加熱，會(huì)導(dǎo)致鈹青銅彈性嚴(yán)重下降；激光焊雖熱影響區(qū)小，能量密度集中，適合微小型構(gòu)件的連接，但鈹銅合金激光吸收率極低，焊接效率低下；而微電阻點(diǎn)焊是通過工件內(nèi)部產(chǎn)生電阻熱，作用面積小，不會(huì)產(chǎn)生表面氣化、燒穿等現(xiàn)象。另外，它獨(dú)有的電極夾持作用能使彈性薄片構(gòu)件緊密貼合，是焊接鈹青銅薄片的理想方法[4?6]。

微電阻點(diǎn)焊方法電極壓力較小，其接頭質(zhì)量易受材料表面狀態(tài)的影響，而材料表面狀態(tài)又因表面粗糙度、表面硬度的變化而改變，許多學(xué)者開展了表面粗糙度相關(guān)研究。例如，徐春容等[7]研究不同表面粗糙度條件下的鈹青銅薄片微電阻點(diǎn)焊，發(fā)現(xiàn)表面粗糙度較小時(shí)能獲得更優(yōu)質(zhì)接頭，當(dāng)粗糙度增加到一定值后，接頭性能不再受表面狀態(tài)影響。在表面硬度方面，程方杰等[8]通過建立彈塑性力學(xué)模型對(duì)低碳鋼和鋁合金兩種材料在電阻點(diǎn)焊中各接觸表面上的接觸特征進(jìn)行了分析，發(fā)現(xiàn)接觸材料的表面硬度和材料的彈性模量及屈服強(qiáng)度均制約著接觸率。TAN等[9]研究鎳薄板的微電阻點(diǎn)焊中動(dòng)態(tài)電阻的變化，研究表明在塑性變形的情況下，接觸面間的電阻與表面硬度呈函數(shù)關(guān)系。ELY等[10]對(duì)可伐金屬、冷軋鋼以及鎳片的微電阻點(diǎn)焊進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)鎳的微電阻點(diǎn)焊過程中需要更大的焊接電流。

綜上所述，材料表面硬度對(duì)微電阻點(diǎn)焊接頭質(zhì)量的影響已有部分研究，但表面硬度對(duì)接頭質(zhì)量的具體影響機(jī)制鮮見報(bào)道。在鈹青銅微電阻點(diǎn)焊過程中，焊前熱處理會(huì)改變其表面硬度，可知表面硬度是制約接觸電阻的重要因素[11]。本文作者通過比較固溶態(tài)和時(shí)效態(tài)青銅的點(diǎn)焊接頭力學(xué)性能和微觀組織結(jié)構(gòu)，分析焊前熱處理對(duì)其接頭性能的影響規(guī)律以及具體影響機(jī)制，從而為鈹青銅薄片的工程應(yīng)用進(jìn)行了探索研究。

1 實(shí)驗(yàn)

試驗(yàn)材料選用厚度為0.1 mm的QBe2薄片，化學(xué)成分如表1所列。

表1 鈹青銅母材化學(xué)成分

焊接試樣加工尺寸為25 mm×5 mm×0.1 mm，焊接中搭接量為5 mm，如圖1所示。

圖1 形狀尺寸示意圖

焊前分別對(duì)試驗(yàn)材料進(jìn)行固溶(780 ℃保溫10 min)、固溶+人工時(shí)效(320 ℃保溫2 h)處理[12]。采用鹽酸酸洗表面去除氧化皮，并用丙酮清洗去除雜質(zhì)以保證焊接面光整清潔。焊機(jī)型號(hào)為MDA?4000B逆變直流焊機(jī)，電極選用端面直徑為3.2 mm的W80鎢銅合金。試驗(yàn)中，焊接電流選用3.0~5.0 kA，焊接時(shí)間固定5 ms，電極壓力選用40~220 N，為減少試驗(yàn)誤差，每個(gè)參數(shù)焊接3個(gè)試樣，接頭抗拉剪力取平均值。焊后沿焊點(diǎn)中心截取制備金相試樣，采用5 g Fecl3+25 mL HCL+100 mL C2H5OH腐蝕焊點(diǎn)，在MR5000型倒置金相顯微鏡上進(jìn)行觀察。試驗(yàn)選用INSTRON5540型電子精密拉伸機(jī)進(jìn)行靜態(tài)拉伸測(cè)試，拉伸速度為1 mm/min。用WT?401MVD型顯微硬度計(jì)測(cè)量焊點(diǎn)橫截面顯微硬度，加載時(shí)間為10 s，加載質(zhì)量為200 g。

2 結(jié)果與分析

2.1 熔核組織結(jié)構(gòu)分析

圖2所示為焊接電流為4.0 kA、焊接時(shí)間為5 ms、電極壓力為128 N時(shí)固溶態(tài)鈹青銅接頭各區(qū)域的顯微組織。圖2(a)為固溶態(tài)接頭熱影響區(qū)顯微組織，圖中由右至左分別為母材組織、較細(xì)小的胞狀晶(區(qū)域)和等軸枝晶(區(qū)域)組成；熔核中心則由等軸枝晶和柱狀枝晶混合組成，如圖2(b)所示。圖2(c)為熔核底部區(qū)域顯微組織，其顯微組織由等軸樹枝晶聯(lián)生組成，其中晶粒大小各異，靠近電極的區(qū)域，由于過冷度很大，晶粒更為細(xì)小。

圖2 固溶態(tài)鈹青銅接頭各區(qū)的顯微組織

圖3所示為焊接電流為4.5 kA、焊接時(shí)間為5 ms、電極壓力為180 N時(shí)時(shí)效態(tài)鈹青銅接頭熱影響區(qū)、熔核中心區(qū)以及熔核底部的顯微組織。圖3(a)為時(shí)效態(tài)接頭熱影響區(qū)的顯微組織。從圖3(a)中可看出，接頭組織由左至右分別為母材組織、胞狀晶(區(qū)域)、聯(lián)生結(jié)晶區(qū)、等軸晶(區(qū)域)。圖3(b)所示為熔核中心區(qū)域的顯微組織。熔核中心由均勻細(xì)小的等軸晶組成；圖3(c)所示為接頭熔核底部區(qū)的顯微組織。時(shí)效態(tài)熔核底部晶體以等軸枝晶組成，其形態(tài)垂直于焊核邊緣生長(zhǎng)。

圖3 時(shí)效態(tài)鈹青銅接頭各區(qū)的顯微組織

對(duì)比圖2和3可知，時(shí)效態(tài)接頭熱影響區(qū)(胞狀晶區(qū))的寬度大于固溶態(tài)接頭的，且胞狀晶粒較固溶態(tài)接頭更為粗大，說明時(shí)效態(tài)接頭高溫停留時(shí)間較長(zhǎng)，胞狀晶區(qū)晶粒有充足的時(shí)間長(zhǎng)大。時(shí)效態(tài)接頭熔核中心具有更高的溫度，且中心區(qū)冷卻速度相近，故晶粒細(xì)小均勻；固溶態(tài)接頭熔核中心溫度較低，中心不同區(qū)域冷卻速度變化較大，成分過冷度各異，故各區(qū)域等軸枝晶生長(zhǎng)方向各異。兩種接頭底部區(qū)域晶粒存在不同的聯(lián)生生長(zhǎng)方向，這是由于金屬凝固過程中，各區(qū)域溶質(zhì)濃度大小不同，出現(xiàn)成分過冷，導(dǎo)致不同區(qū)域最優(yōu)生長(zhǎng)方向各不相同。

綜上所述，時(shí)效態(tài)接頭熱影響區(qū)的過渡區(qū)域(胞晶區(qū))更趨于穩(wěn)定，熔核中心區(qū)域和底部區(qū)域的晶粒比固溶態(tài)細(xì)小。分析可知，時(shí)效態(tài)接頭在此工藝參數(shù)下可以獲得更多的熱輸入，即高溫停留時(shí)間要長(zhǎng)，晶粒得到細(xì)化，接頭晶粒大小直接可以影響其力學(xué)性能。

2.2 接頭拉剪性能分析

圖4所示為焊接時(shí)間為5 ms、電極壓力為40 N熱處理狀態(tài)下的點(diǎn)焊接頭抗拉剪剪力與焊接電流關(guān)系曲線。觀察固溶態(tài)接頭抗拉剪力與焊接電流的關(guān)系以及時(shí)效態(tài)接頭抗拉剪力與焊接電流的關(guān)系可知，在相同工藝參數(shù)下，當(dāng)焊接電流由3.0 kA增大為5.0 kA時(shí)，固溶態(tài)鈹青銅接頭的抗拉剪力先增大后減??；當(dāng)焊接電流為4.0 kA時(shí)，接頭平均抗拉剪力為56.12 N，時(shí)效態(tài)鈹青銅接頭抗拉剪力同樣隨焊接電流先增大后減??；當(dāng)焊接電流為4.5 kA時(shí)，平均抗拉剪力為99.19 N。由圖4可知，在相同工藝參數(shù)下，時(shí)效態(tài)接頭的力學(xué)性能整體高于固溶態(tài)。

圖4 固溶態(tài)和時(shí)效態(tài)鈹青銅接頭抗拉剪力和焊接電流的關(guān)系

圖5所示為鈹青銅保持焊接電流和焊接時(shí)間不變時(shí)固溶態(tài)和時(shí)效態(tài)接頭的抗拉剪力與電極壓力關(guān)系曲線。其中圖5(a)所示為焊接電流為4.0kA、焊接時(shí)間為5ms時(shí)固溶態(tài)接頭抗拉剪力與電極壓力的關(guān)系。觀察曲線可知，當(dāng)電極壓力從80N增加到128N時(shí)，抗拉剪力呈上升趨勢(shì)；繼續(xù)增大壓力時(shí)，抗拉剪力逐漸下降；當(dāng)電極壓力為128N時(shí)，固溶態(tài)鈹青銅點(diǎn)焊接頭平均抗拉剪力最大值為60.54N。圖5(b)所示為焊接電流為4.5kA、焊接時(shí)間5ms時(shí)時(shí)效態(tài)接頭抗拉剪力與電極壓力的關(guān)系曲線。可以看出，當(dāng)電極壓力從80N增大到180N時(shí)，抗拉剪力逐漸上升；繼續(xù)增加電極壓力時(shí)，抗拉剪力逐漸下降；當(dāng)電極壓力為180N時(shí)，時(shí)效態(tài)鈹青銅接頭平均抗拉剪力的最大值為137.28N。綜上所述可知，在改變電極壓力條件下，當(dāng)焊接電流在一定范圍內(nèi)時(shí)，可提高鈹青銅點(diǎn)焊接頭抗拉剪力，且時(shí)效態(tài)鈹青銅接頭力學(xué)性能顯著高于固溶態(tài)的。

圖5 固溶態(tài)和時(shí)效態(tài)鈹青銅接頭抗拉剪力與電極壓力的 關(guān)系

2.3 表面硬度對(duì)接頭性能的影響

眾所周知，焊接接頭質(zhì)量的好壞與焊接熱輸入有關(guān)[13]。從時(shí)效態(tài)和固溶態(tài)鈹青銅接頭力學(xué)性能和焊縫組織性能分析可知，時(shí)效態(tài)接頭力學(xué)性能優(yōu)越，熔核中心組織晶粒均勻細(xì)小，可知固溶態(tài)和時(shí)效態(tài)鈹青銅接頭在相同工藝參數(shù)以及最大抗拉剪力下所獲得的焊接熱輸入不同。焊接熱輸入可以直接影響焊接質(zhì)量，而焊接熱輸入又與電阻產(chǎn)熱有關(guān)[14]。

在微電阻點(diǎn)焊中，電阻是產(chǎn)熱的主要因素，其中包括接觸電阻、膜電阻和體電阻。與常規(guī)電阻電焊不同，微電阻點(diǎn)焊的電極壓力小，接觸電阻在產(chǎn)熱過程中起主要作用。另外，同種材料焊前清理方法相同，認(rèn)為其膜電阻是相同的，同種材料體電阻一樣[15]。接觸電阻與材料接觸表面硬度有關(guān)，當(dāng)材料在電極壓力作用下發(fā)生塑性變形時(shí)，接觸電阻(c)可以表示為以下公式[16]：

式中：為壓力；為電阻率；為壓力因子；為接觸或壓入硬度；為接觸點(diǎn)數(shù)目。

對(duì)于不同熱處理狀態(tài)下的鈹青銅薄片，由式(1)可知，其電阻率相同，在相同工藝參數(shù)下，其壓力、壓力因子及接觸點(diǎn)均相同，而接頭的壓入硬度不同，此時(shí)，試樣結(jié)合界面的接觸電阻也不同。

對(duì)兩種熱處理狀態(tài)的母材進(jìn)行顯微硬度測(cè)試，測(cè)試位置為母材寬度垂直平分線上，測(cè)試間隔為0.5 mm，顯微硬度分布結(jié)果如圖6所示。由圖6可看出，時(shí)效態(tài)鈹青銅母材的顯微硬度明顯高于固溶態(tài)的，時(shí)效態(tài)母材的平均顯微硬度為370HV，固溶態(tài)的平均顯微硬度為125HV。

圖6 固溶態(tài)和時(shí)效態(tài)鈹青銅母材表面顯微硬度的分布

經(jīng)分析計(jì)算，時(shí)效態(tài)接頭母材平均硬度為370HV，固溶態(tài)接頭母材平均硬度(HVs)為125HV，時(shí)效態(tài)母材(HVs)表面硬度約為固溶態(tài)鈹青銅表面硬度的3倍，即

HVa≈HVs(2)

a≈1.73s(3)

由此可推斷，鈹青銅熱處理狀態(tài)不同，使材料的表面硬度發(fā)生改變，表面硬度的變化影響了接觸電阻，從而使得焊接熱輸入不同，直接影響了焊接質(zhì)量。在相同工藝下，由于時(shí)效態(tài)鈹青銅接觸面的硬度高于固溶態(tài)的，因此，獲得的熱輸入更多，電阻點(diǎn)焊所形成的熔核尺寸更大，接頭的抗拉剪力更高。

平均最大抗拉剪力下，時(shí)效態(tài)鈹青銅的焊接電流為4.5 kA，電極壓力為180 N；固溶態(tài)的焊接電流為4.0 kA，電極壓力為128 N。已知接觸電阻a＞s，焊接電流a＞s，亦可計(jì)算出時(shí)效態(tài)鈹青銅接頭所獲得的電阻熱大于固溶態(tài)，即a＞s

3 結(jié)論

1) 鈹青銅焊前固溶處理和固溶再時(shí)效處理的點(diǎn)焊接頭力學(xué)性能差異明顯。當(dāng)焊接電流為4.0 kA、焊接時(shí)間為5 ms、電極壓力為128 N時(shí)，固溶態(tài)接頭平均最大抗拉剪力為60.54 N；當(dāng)焊接電流為4.5 kA、焊接時(shí)間為5 ms、電極壓力為180 N時(shí)，時(shí)效態(tài)接頭平均最大抗拉剪力為137.28 N。

2) 時(shí)效態(tài)熔核中心和底部區(qū)域組織為均勻細(xì)小的等軸晶，固溶態(tài)鈹青銅熔核中心和底部區(qū)域組織為等軸枝晶和柱狀枝晶，兩種熱處理狀態(tài)下的接頭熱影響區(qū)為胞狀晶，且時(shí)效態(tài)熱影響區(qū)的寬度大于固溶 態(tài)的。

3) 表面硬度是影響鈹青銅接頭性能的主要因素。表面硬度越高接觸電阻越大，在相同工藝參數(shù)下，接頭獲得的熱輸入越高，且時(shí)效態(tài)接頭獲得熱輸入量大約是固溶態(tài)的1.73倍。

REFERENCES

[1] 劉興軍, 王翠萍, 甘世溪, 大沼郁雄, 貝沼亮介, 石田清仁. 高性能銅合金熱力學(xué)數(shù)據(jù)庫的開發(fā)及其在材料設(shè)計(jì)中的應(yīng)用[J]. 中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào), 2011, 21(10): 2512?2522. LIU Xing-jun, WANG Cui-ping, GAN Shi-xi,OHNUMA I, KAINUMA R, ISHIAD K. Development of thermodynamic database for copper base alloy systems and its application in material design[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2011, 21(10): 2512?2522.

[2] 范 瑛, 譚 云, 淘 萍, 豐 杰. 鈹青銅的性能研究綜述[J]. 材料導(dǎo)報(bào), 2014, 28(23): 100?103. FAN Ying, TAN Yun, TAO Ping, FENG Jie. Summary of studies on the machanical properties of beryllium bonze[J]. Materials Riew, 2014, 28(23): 100?103.

[3] 許德美, 秦高梧, 李 峰, 王戰(zhàn)宏, 鐘景明, 何季麟, 何力軍. 國(guó)內(nèi)外鈹及含鈹材料的研究進(jìn)展[J]. 中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào), 2014, 24(5): 1213?1219. XU De-mei, QIN Gao-wu, LI Feng, WANG Zhan-hong, ZHONG Jing-ming, HE Ji-lin, HE Li-jun. Advance in beryllium and beryllium-containing materials[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2014, 24(5): 1213?1219.

[4] 陸巍巍, 陳玉華, 謝吉林, 王善林, 封小松. NiTiNb箔片激光焊接工藝及其接頭的組織與性能[J]. 中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào), 2014, 24(10): 2940?2945. LU Wei-wei, CHEN Yu-hua, XIE Ji-lin, WANG Shan-lin, FENG Xiao-song. Laser welding process of NiTiNb foil and microstructure and properties of welding joint[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2014, 24(10): 2940?2945.

[5] 張柯柯, 涂益民. 特種先進(jìn)連接方法[M]. 哈爾濱: 哈爾濱工業(yè)大學(xué)出版社, 2007: 10?14. ZHANG Ke-ke, TU Yi-min. Special advanced connection method[M]. Harbin: Harbin Institute of Technology Press, 2007: 10?14.

[6] 付 強(qiáng), 張成聰, 陳玉華, 黃永德. 鈹青銅薄片微電阻點(diǎn)焊工藝及接頭組織性能研究[J]. 熱加工工藝, 2015, 44(15): 45?48. FU Qiang, ZHANG Cheng-cong, CHEN Yu-hua, HUANG Yong-de. Study on process and micro structure and properties of joints in micro-resistance spot welding of beryllium bronze sheets[J]. Hot Working Technology, 2015, 44(15): 45?48.

[7] 徐春容, 黃永德. 表面粗糙度對(duì)鈹青銅微電阻點(diǎn)焊接頭性能的影響[J]. 南昌航空大學(xué)學(xué)報(bào), 2007, 21(2): 63?66. XU Chun-rong, HUANG Yong-de. Effects of surface roughness on joints properties in small scale resistance spot welding of beryllium copper[J]. Journal of Nanchang Hangkong University, 2007, 21(2): 63?66.

[8] 程方杰, 廉金瑞, 單 平, 胡繩蓀. 典型材料點(diǎn)焊時(shí)表面接觸規(guī)律的研究[J]. 天津大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)與工程技術(shù)版), 2002, 35(1): 10?14. CHENG Fang-jie, LIAN Jin-rei, SHAN Ping, HU Sheng-sun. Study on the surface contact rules of representative materials in spot welding[J]. Journal of Tan Jin University (Science and Technology), 2002, 35(1):10?14.

[9] TAN W, LAWSON S, ZHOU Y. Effects of Au plating on dynamic resistance during small-scale resistance spot welding of thin Ni sheets[J]. Metallurgical and Materials Transactions A, 2005, 36: 1901?1910.

[10] ELY K J, ZHOU Y. Micro-resistance spot welding of kovar, steel and nickel[J]. Science and Technology of Welding and Joining, 2001, 6(2): 63?72.

[11] 陳玉華, 謝吉林, 倪 泉, 黃永德. 銅/鍍鎳鋼微電阻點(diǎn)焊接頭形成機(jī)理[J]. 焊接學(xué)報(bào), 2015, 36(9): 35?38. CHEN Yu-hua, XIE Ji-lin, NI Quan, HUANG Yong-de. Formation mechanism of copper/nickel coated steel dissimilar metals joint by micro spot resistance welding[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2015, 36(9): 35?38.

[12] 謝建新, 王 宇, 黃海友. 連續(xù)柱狀晶組織銅及銅合金的超延展變形行為與塑性提高機(jī)制[J]. 中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào), 2011, 21(10): 2325?2335. XIE Jian-xin, WANG Yu, HUANG Hai-you. Extreme plastic extensibility and ductility improvement mechanisms of continuous columnar-grained copper and copper alloys[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2011, 21(10): 2325?2335.

[13] 劉楚明, 劉 娜, 曾祥亮, 陳志永, 李慧中, 徐 雷. 形變時(shí)效工藝對(duì)低鈹Cu-Ni-Be合金力學(xué)性能和電導(dǎo)率的影響[J]. 中南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2010, 41(2): 509?512.LIU Chu-ming, LIU Na, ZENG Xiang-liang, LI Hui-zhong, XU Lei. Effects of deformation aging on mechanical properties and electricity conductivity of Cu-Ni-Be alloy[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2010, 41(2): 509?512.

[14] FUKUMOTO S, ZHOU Y. Mechanism of resistance microwelding of crossed fine nickel wires[J]. Metall Meter Trans A, 2004, 35(10): 3165?3176.

[15] 彭昌永, 高福全, 范如源. 鋁合金薄壁件的點(diǎn)焊及表面處理工藝研究[J]. 現(xiàn)代制造工程, 2003(1): 47?49. PENG Chang-yong, GAO Fu-quan, FAN Ru-yuan. The technical study of the spot welding and surface treating on thin-slab structure of aluminum alloy[J]. Machinery Manufacturing Engineer, 2003(1): 47?49.

[16] TAN W, ZHOU Y, KERR H W, LAWSON S. A study of dynamic resistance during small scale resistance spot welding of thin Ni sheets[J]. Applied Physics, 2004, 37: 1998?2008.

(編輯 李艷紅)

Effect of heat treatment before welding on properties of micro-resistance spot welded joints of QBe2

HUANG Yong-de1, MAO Jin-rong1, FU-qiang1, ZHANG Cheng-cong2, HE Peng3

(1. School of Aeronautical Manufacturing Engineering, Nanchang Hangkong University, Nanchang 330063, China;2. Shanghai Spaceflight Manufacture (Group) Co., Ltd., Shanghai 200245, China;3.State Key Laboratory of Advanced Welding and Joining,Harbin Institute of Technology,Harbin 150001, China)

The beryllium bronze sheets with thickness of 0.1 mm at solid solution state and aging state were welded successfully by the micro-resistance spot method. The effects of heat treatment before welding on the microstructure, mechanical properties of the lap joints were researched. The results show that after heat treatment, the mechanical performances of the joints produced at aging state are obviously superior to those at solid solution state. The average tensile shear force of the joints made by beryllium bronze at solid solution state is 60.54 N. And the nugget zone is characterized by fine cellular crystals, equiaxial dendrite and dendritic columnar crystals. However, the average value of the joints produced with aging state reaches to 137.28 N. The nugget consists of cellular crystal and the fine equiaxed grains. At the same process parameters, the heat input of beryllium bronze joints with aging state is about 1.73 times higher than that at solid solution state.

beryllium bronze; heat treatment before welding; micro-resistance spot welding;mechanical property; microstructure

Project(SAST201209) supported by Shanghai Aerospace Science and Technology Innovation Fund, China; Project(15YF1405400) supported by Soil Plan of Shanghai Youth Science and Technology Talents

2015-10-23; Accepted date: 2016-03-20

HUANG Yong-de; Tel: +86-791-83863023; E-mail: huangydhm@nchu.edu.cn

1004-0609(2016)-11-2303-06

TG457.13

A

上海航天科技創(chuàng)新基金資助項(xiàng)目(SAST201209)；上海市青年科技英才揚(yáng)帆計(jì)劃項(xiàng)目(15YF1405400)

2015-10-23；

2016-03-20

黃永德，副教授，博士；電話：0791-83863023；E-mail：huangydhm@nchu.edu.cn