柳泉瀟瀟，夏澤華，崔俊佳,2,李光耀, 2

(1.汽車車身先進設計制造國家重點試驗室(湖南大學)，長沙 410082;2.智能型新能源汽車協(xié)同創(chuàng)新中心，上海 201804)

在全球氣候變化、能源危機凸顯和環(huán)境污染加劇的多重壓力下，節(jié)能減排正成為全球汽車工業(yè)實現(xiàn)可持續(xù)發(fā)展的必由之路.輕量化技術(shù)作為應對石油資源短缺和環(huán)境污染問題的一項關(guān)鍵技術(shù)，受到了各國汽車廠商越來越多的關(guān)注[1-3].鋁合金-高強鋼的復合焊接結(jié)構(gòu)具有強度高、質(zhì)量輕等優(yōu)點，可以最大限度地發(fā)揮兩種材料的潛力.但是，異種材料之間的連接仍存在較大的問題，現(xiàn)有的傳統(tǒng)連接技術(shù)無法實現(xiàn)異種材料間的高效連接，因此，研究者致力于尋找新的方法.

磁脈沖焊接是一種綠色環(huán)保的高效連接技術(shù)[4-5]，國內(nèi)外學者針對其在異質(zhì)金屬材料連接上的運用進行了大量的研究工作.Kore 等人[6]指出采用磁脈沖焊接技術(shù)焊接金屬材料時，對于某種材料組合而言，往往存在一個特定的最優(yōu)能量區(qū)間.而不同的材料組合，該能量區(qū)間往往是不同的，但總體趨勢一致.當能量小于該區(qū)間的最小閾值時，焊接碰撞速度過低難以形成高強度的焊縫；當放電能量超過該區(qū)間的最大閾值時，焊件也會因為過多的微觀缺陷在焊縫處失效.同時，當動件與靜件間距增大時，常需要通過增大電壓來獲得合適的焊接強度.Miranda 等[7-11]人認為初始間距對于磁脈沖焊接而言是必不可少的，飛板與基板之間必須存在足夠的距離才能保證飛板有足夠的空間和時間達到磁脈沖焊接所需的最小碰撞速度和碰撞角度，初始間距的大小通常為飛板厚度的0.5～3倍.Shribman 等人提出材料性能及焊接參數(shù)會影響焊縫的界面形貌[12-13].Brown等人指出波形特征或起伏的波動特征是沖擊連接的一種獨特特點[14-15].Psyk 等人的研究指出，焊縫界面波形的主要參數(shù)波高和波長與放電能量和碰撞速度是相關(guān)聯(lián)的[16].Nassiri 等人的研究表明，焊縫界面波形的存在與否直接取決于焊接材料間的碰撞速度[17].于洋等人借鑒爆炸焊等固相焊接的機理，提出實現(xiàn)磁脈沖焊接需滿足兩固體具有清潔表面并達到原子間結(jié)合的條件，并指出在一定條件下，焊接過程中將產(chǎn)生射流，可以起到清除焊件表面雜質(zhì)、氧化物和吸附氣體的作用[18-19].

將磁脈沖焊接技術(shù)運用于汽車制造，可以有效解決鋁-鋼輕量化車身，傳動軸等零部件在制造過程中異種材料的連接問題.汽車在涂裝工藝過程中，噴漆后需要進行烘干處理，以固化漆層,同時提高其表面光潔度.對于不同的漆層，往往需要不同的烘干溫度，該溫度通常在200 ℃以內(nèi).完成噴漆后需要進行降溫處理，在多次噴漆過程中，這種升降溫過程也需要重復多次.目前，國內(nèi)外的研究中，尚未見到高低溫循環(huán)條件對鋁-鋼磁脈沖焊接接頭性能影響的報道.對于鋁-鋼焊接接頭，兩種金屬的物理化學性質(zhì)相差較大，尤其是熱膨脹系數(shù)相差較大.因此，在升降溫過程中，極易在焊縫處產(chǎn)生應力，進而產(chǎn)生微觀裂紋，影響焊接接頭性能.本文進行了鋁-鋼磁脈沖焊接接頭在不同冷卻方式與循環(huán)次數(shù)下的高低溫循環(huán)試驗，對比了焊接接頭在高低溫循環(huán)試驗前后的力學性能變化，并結(jié)合微觀分析的手段，研究了高低溫循環(huán)試驗對鋁-鋼磁脈沖焊接接頭的性能影響.

1 試 驗

1.1 磁脈沖焊接試驗原理

磁脈沖焊接(MPW，即Magnetic Pulse Welding)是一種較新的固相焊接工藝，其原理是利用電磁力驅(qū)動焊接結(jié)構(gòu)中的動件與靜件高速碰撞從而實現(xiàn)冶金焊接效果.板件磁脈沖焊接過程如圖1所示，首先將動件與靜件以一定間距放置固定，通過電容器對線圈放電，線圈中通入周期極短的時變高強度電流，線圈會在周圍產(chǎn)生強大的瞬態(tài)磁場.由于渦流效應，動件表面會產(chǎn)生變化的感應電流，該感應電流與與線圈中的電流方向相反，兩者之間會產(chǎn)生巨大的洛倫茲力.動件在洛倫茲力的作用下獲得較高的速度向靜件運動，并與靜件發(fā)生高速碰撞而產(chǎn)生焊接效果.通常情況下，碰撞速度能達到數(shù)百米每秒.

圖1 板件磁脈沖焊接方法示意圖

Fig.1 Schematic illustration of magnetic pulse welding method for sheets

1.2 試驗設備與工裝

磁脈沖焊接試驗所用的主要設備為德國PST公司生產(chǎn)的電磁脈沖焊接系統(tǒng)，型號PS48-16, 如圖2所示.

圖2 磁脈沖焊接設備與工裝

該系統(tǒng)主要由電控柜、電容柜、高壓電纜等組成，設備在0～48 kJ放電能量區(qū)間內(nèi)連續(xù)可調(diào)，適用于異種材料的磁脈沖連接.焊接工裝為自行設計的板板焊接試驗平臺，焊接線圈內(nèi)置于平臺內(nèi).高低溫循環(huán)試驗中所用的升溫設備為HTZ-6210L真空干燥箱.

1.3 試驗材料與方法

焊接試驗所用材料為1.5 mm厚的5052鋁合金板件和HC420LA高強鋼板件，其中5052鋁合金板件作為動件，HC420LA高強鋼板件作為靜件.5052鋁合金和HC420LA高強鋼的化學成分如表1和表2所示.焊接結(jié)構(gòu)設計如圖3所示，采用雙層板搭接結(jié)構(gòu)，搭接長度為40 mm.墊片為兩塊100 mm×10 mm×1.4 mm的電木板，兩墊片的間距為20 mm.本文中，鋁-鋼焊接接頭是在30 kJ放電能量，1.4 mm間隔的工藝參數(shù)下獲得，焊接完成件如圖4所示.試驗所得的5052鋁合金-HC420LA高強鋼異種金屬件磁脈沖焊接接頭在下文中均以鋁-鋼焊接接頭表述.

表15052鋁合金化學成分(質(zhì)量分數(shù)/%)

Table 1 Chemical components of the 5052 aluminum alloy (wt.%)

SiCuMgZnAl0.250.102.2～2.80.10余量

表2HC420LA高強鋼化學成分(質(zhì)量分數(shù)/%)

Table 2 Chemical components of the HC420LA high strength steel (wt.%)

CSiMnPSFe0.100.51.600.0250.025余量

圖3 磁脈沖焊接試樣尺寸

Fig.3 Geometry and dimensions of magnetic pulse welding specimens

在高低溫循環(huán)試驗中，單個循環(huán)的具體過程如下：將焊接接頭放入HTZ-6210L真空干燥箱中，將溫度從室溫逐漸升到200 ℃，加熱速度為4 ℃/min，保溫1 h后再冷卻到室溫.為探究不同冷卻方式與循環(huán)次數(shù)對焊接接頭的影響，本文進行了多個組別的高低溫循環(huán)試驗，如表3所示，冷卻方式分別采用空冷和水冷，循環(huán)次數(shù)為1～3次，并以不進行高低溫循環(huán)試驗的焊接接頭為對照組，每個組別都進行3個重復性準靜態(tài)拉伸試驗.

圖4 焊接接頭試樣

Table 3 Process parameters of high and low temperature cycling experiments

組別加熱速率/(℃·min-1)保溫時間/h冷卻方式循環(huán)次數(shù)112空冷23344115水冷1637對照組:不做高低溫循環(huán)處理

為進一步了解不同冷卻方式對焊縫微觀界面形貌的影響，本文利用SEM等分析手段對磁脈沖焊接界面進行觀察，試件按如圖5所示截取觀察界面，被觀測面為垂直于焊縫方向的端面.

圖5 微觀界面觀察試樣

2 結(jié)果與分析

2.1 接頭力學性能對比

通過對組別1～7焊接接頭進行準靜態(tài)拉伸試驗后發(fā)現(xiàn)，未進行高低溫循環(huán)試驗的焊接接頭強度最好，其最大承載力的均值為10 219 N.圖6所示為焊接接頭典型的剪切載荷-位移曲線，其中空冷與水冷的曲線均是由高低溫循環(huán)3次的焊接接頭準靜態(tài)拉伸后所得.從圖6可以發(fā)現(xiàn)，各組別的剪切載荷-位移曲線在彈性階段基本重合，隨著位移的增加，以水冷方式冷卻的接頭最先達到屈服階段，其次是以空冷方式冷卻的接頭，屈服力值最大的是未進行高低溫循環(huán)試驗的接頭.此外，經(jīng)歷了高低溫循環(huán)試驗的接頭失效時試樣的伸長量明顯少于未進行高低溫循環(huán)試驗的接頭.即進行了高低溫循環(huán)試驗后，磁脈沖焊接接頭的強度和韌性有所下降.

圖6 鋁-鋼磁脈沖焊接接頭剪切載荷-位移曲線

Fig.6 Shear load-displacement curve of aluminum-steel magnetic pulse welded joints

圖7所示為試驗各組別焊接接頭的強度分布情況，可以看到，在以同種方式冷卻的前提下，隨著高低溫循環(huán)次數(shù)的增加，焊接接頭強度呈現(xiàn)近似線性的下降，其中空冷處理的接頭強度下降趨勢比水冷處理更為平緩；在高低溫循環(huán)次數(shù)相同的情況下，水冷方式處理的接頭在經(jīng)歷了高低溫迅速變化過程后，接頭強度的退化程度要明顯高于空冷方式處理的接頭.此外，從各組別3個焊接接頭的強度分布來看，空冷處理后，接頭的承載力分布偏差較小，其接頭性能的一致性更好；在高低溫循環(huán)次數(shù)較少時，接頭的承載力分布偏差要小于循環(huán)次數(shù)較多時.

圖7不同試驗條件下焊接接頭剪切載荷情況分布圖

Fig.7 Distribution diagram of shear load of welded joints under different experiment conditions

表4展示了不同組別焊接接頭的承載力均值與強度剩余量，其中，強度剩余百分比表示組別1～ 6接頭與對照組(組別7)接頭的最大承載力均值之比，反映接頭在完成高低溫循環(huán)試驗后的強度下降情況.從表4數(shù)據(jù)可以看到，雖然高低溫循環(huán)使焊接接頭強度有所下降，但力學性能仍然保持在一個可靠的區(qū)間之內(nèi).

表4不同試驗條件下力學性能測試結(jié)果

Table 4 Results of mechanical properties under different experiment conditions

冷卻方式循環(huán)次數(shù)載荷均值/N強度剩余百分比/%1982295.63空冷2925490.113878785.561921789.75水冷2881485.823779475.89

2.2 焊接接頭剪切失效模式

焊接接頭在高低溫循環(huán)試驗前后準靜態(tài)拉伸試驗的失效模式是不同的，其失效模式有兩種,如圖8所示:第1種失效模式為母材失效，該模式下，焊縫未拉脫，鋁板以近似60°的角度頸縮斷裂，本文中未進行高低溫循環(huán)試驗的接頭(組別7)均以此種形式失效；第2種失效模式為焊縫失效，表現(xiàn)為焊縫處拉脫，兩焊接材料在焊縫處完全分離，本文中，接頭在完成高低溫循環(huán)后均以此種形式失效(組別1～ 6).仔細觀察拉脫后的試件，可以發(fā)現(xiàn)在板件上留下1個尺寸為24 mm×4 mm，寬2 mm的橢圓亮白色痕跡.

圖8 鋁-鋼磁脈沖焊接接頭失效模式

Fig.8 Failure modes of aluminum-steel magnetic pulse welded joints

在接頭的拉伸過程中，當載荷較小時，基體材料和焊縫都發(fā)生彈性變形，在此階段，載荷大小與位移近似線性增加；當力增加到一定程度時，鋁板由于屈服強度較低，首先發(fā)生屈服，進而發(fā)生塑性形變及塑性強化.在彈性變形階段及鋁板塑性強化時，若焊縫強度低于鋁板的強度，則焊縫會隨著載荷的加大而剪切失效，即出現(xiàn)焊縫失效.若焊縫處的強度高于基體的鋁材，則隨著載荷的繼續(xù)增大，接近鋁材的斷裂強度時，鋁會出現(xiàn)局部頸縮，進而斷裂，即出現(xiàn)母材失效.

2.3 焊接接頭微觀界面對比

為進一步研究高低溫循環(huán)試驗對焊接接頭微觀形貌的影響，在焊接接頭進行高低溫循環(huán)試驗前，對焊縫區(qū)域切樣后進行SEM觀察分析.圖9(a)為焊接接頭的焊縫界面SEM形貌,觀察發(fā)現(xiàn)，結(jié)合區(qū)主要包括波形界面和灰色過渡區(qū)，且灰色過渡區(qū)內(nèi)未見微裂紋.波形界面的出現(xiàn)是沖擊應力波和材料互相作用的結(jié)果，反映了金屬塑性變形形成焊接的過程，波形界面形狀為剪切波，即鋁母材和鋼母材以互相嵌入的形式結(jié)合.在磁脈沖焊接過程中，飛板和基板界面高速碰撞并發(fā)生變形，在劇烈變形過程兩種材料元素互相滲透或者產(chǎn)生局部熔融，從而導致過渡區(qū)的產(chǎn)生[20].

圖9 未進行高低溫循環(huán)試驗的焊接接頭微觀界面

Fig.9 Micro-interface of welded joint without high and low temperature cycling experiments: (a) micro-interface of welded joint; (b) EDS curve of the transition region

圖9(b)是在鋁-鋼焊接界面過渡區(qū)寬度最大處通過EDS進行垂直于界面方向上的線掃描,圖中黑色區(qū)域為鋁基體，白色區(qū)域為鋼基體，中間過渡區(qū)最大寬度在2 μm左右，范圍內(nèi)Al、Fe元素比例相當，過渡區(qū)內(nèi)沒有發(fā)現(xiàn)原子分布平臺的出現(xiàn)，說明沒有出現(xiàn)第二相，過渡區(qū)僅發(fā)生了元素擴散.

為研究不同冷卻方式對磁脈沖焊接接頭的影響，本節(jié)分別選取以空冷和水冷方式冷卻并完成3個高低溫循環(huán)試驗后的接頭切樣，通過SEM對焊縫界面進行觀察的結(jié)果如圖10所示.由圖10(a)可以看到，焊接界面過渡區(qū)出現(xiàn)了貫穿結(jié)合區(qū)的水平裂紋；圖10(b)中，焊接界面出現(xiàn)了沿焊縫方向的多條須狀豎直裂紋.對比圖10(a)和(b)產(chǎn)生的裂紋可以發(fā)現(xiàn),空冷處理后的微觀裂紋要少于水冷后的微觀裂紋，且空冷處理的接頭出現(xiàn)的裂紋尺寸更小.

圖10 不同冷卻方式下的微觀界面

Fig.10 Micro-interface of different cooling treatment:(a) air-cooling welded joint;(b) water-cooling welded joint

微觀裂紋的出現(xiàn)是由于鋁和鋼的物理化學性質(zhì)相差較大，鋼的熱膨脹系數(shù)約在1.2×10-5/℃，鋁的熱膨脹約在2.3×10-5/℃，兩者相差近一倍.在升降溫過程中，不同的膨脹系數(shù)導致兩種材料膨脹與收縮的程度不同，從而在焊縫處產(chǎn)生內(nèi)應力，進而促成了微觀裂紋的生成.在空冷條件下，由于冷卻速度較慢，焊縫兩側(cè)金屬收縮變形也較慢，由此產(chǎn)生的內(nèi)應力小，此時焊縫處不易產(chǎn)生微觀裂紋；而在水冷條件下，由于冷卻速度過快，焊縫兩側(cè)金屬收縮變形迅速，使得焊縫在承受較大的內(nèi)應力時生成微觀裂紋，裂紋在過渡區(qū)產(chǎn)生后應力繼續(xù)釋放，鋁側(cè)基體強度較小，因此，也產(chǎn)生微觀裂紋.因此，在不同的冷卻方式下，焊接接頭處微觀裂紋的數(shù)量與尺寸都有所不同，因而使接頭強度退化的程度不同.冷卻速率越大，接頭處越易形成裂紋，接頭強度越差.

為了進一步考察不同冷卻方式下鋁-鋼磁脈沖焊接件失效機理，對鋼側(cè)基體的斷口進行了SEM觀察，結(jié)果如圖11所示，可以看到，圖11(a)中，斷口形貌上包括部分蜂窩狀韌窩和部分滑移面，其斷裂形式呈現(xiàn)韌性和脆性斷裂混合的模式.這是因為空冷冷卻的接頭僅在焊縫處存在少量裂紋，失效時一部分斷裂出現(xiàn)在焊縫中，表現(xiàn)為脆性斷裂，一部分斷裂出現(xiàn)在鋁基材上，表現(xiàn)為韌性斷裂.圖11(b)中，斷口呈現(xiàn)河流狀的花紋，這是脆性斷裂的特點.同時，在斷口上可以發(fā)現(xiàn)明顯的裂紋特征.這是由于水冷冷卻的接頭在焊縫與鋁基體處均有裂紋產(chǎn)生，拉伸時裂紋的擴展導致接頭失效，表現(xiàn)為脆性斷裂.

圖11 不同冷卻方式下接頭失效后的斷口形貌

Fig.11 Fracture morphology of different cooling treatment after the joint failed: (a) air-cooling welded joint;(b) water-cooling welded joint

3 結(jié) 論

1)高低溫循環(huán)試驗使鋁-鋼磁脈沖焊接接頭連接強度發(fā)生了一定程度的退化，但退化程度不明顯，接頭強度仍然保持鋁合金母材強度的75%以上.

2)在進行高低溫循環(huán)試驗后，以水冷方式處理的接頭強度較空冷方式下降更多，高低溫循環(huán)次數(shù)的增加也會促使接頭強度下降.

3)在高低溫循環(huán)環(huán)境下，鋁-鋼磁脈沖焊接接頭由于焊接區(qū)兩側(cè)材料熱膨脹系數(shù)不同，導致兩種金屬變形程度的不同而產(chǎn)生微觀裂紋.冷卻速率越大，接頭處越易形成裂紋，接頭強度越差.