王艷松，李文亞，楊夏煒，付　穎

(西北工業(yè)大學(xué) 凝固技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710072)

?

冷壓焊界面結(jié)合機(jī)理與結(jié)合強(qiáng)度研究現(xiàn)狀

王艷松，李文亞，楊夏煒，付穎

(西北工業(yè)大學(xué) 凝固技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710072)

固相焊接因其突出的技術(shù)優(yōu)勢在先進(jìn)金屬結(jié)構(gòu)材料焊接中獲得越來越多的應(yīng)用。冷壓焊作為一種特殊固相焊接方法，其界面結(jié)合機(jī)理和結(jié)合強(qiáng)度預(yù)測是長期以來困擾研究者的兩大難題。本文綜述了冷壓焊界面結(jié)合機(jī)理理論研究現(xiàn)狀，重點(diǎn)討論了冷壓焊接頭界面結(jié)合強(qiáng)度影響因素及其預(yù)測模型，并指出了今后冷壓焊界面結(jié)合機(jī)理需綜合考慮擴(kuò)散、再結(jié)晶、位錯等因素，同時結(jié)合強(qiáng)度預(yù)測模型應(yīng)考慮變形程度、變形速率、變形溫度等方面。

冷壓焊；冷軋；薄膜理論；結(jié)合機(jī)理；結(jié)合強(qiáng)度

與傳統(tǒng)熔化焊接方法相比，固相焊接方法(如摩擦焊、擴(kuò)散焊、爆炸焊等)因其眾多優(yōu)點(diǎn)而在焊接先進(jìn)金屬結(jié)構(gòu)材料中獲得廣泛應(yīng)用。作為固相焊接方法的一個極端條件，冷壓焊是在常溫下或者再結(jié)晶溫度以下借助外加壓力使待焊金屬產(chǎn)生明顯塑性變形而實(shí)現(xiàn)固態(tài)焊接的一種方法[1-3]。常溫條件下進(jìn)行冷壓焊接時，可行的變形速率不會引起接頭的明顯升溫，焊接接頭不會出現(xiàn)組織軟化區(qū)、熱影響區(qū)和脆性中間相[4-6]。對于不適合采用熱焊焊接的同種或者異種材料連接問題，可以考慮使用冷壓焊接[7]。從狹義上來講，冷壓焊接方法包括對接冷壓焊和搭接冷壓焊[8]，從廣義上來講，擠壓、冷軋和剪焊都屬于冷壓焊接范疇[1]，這些焊接方法均是通過某種形式向待結(jié)合界面提供壓力，使待焊金屬產(chǎn)生明顯塑性變形實(shí)現(xiàn)固相焊接。

冷壓焊界面結(jié)合機(jī)理及其結(jié)合強(qiáng)度預(yù)測是長期以來困擾研究者的兩大難題。為解釋冷壓焊界面結(jié)合機(jī)理，研究者提出了薄膜理論、擴(kuò)散理論、再結(jié)晶理論、位錯理論和能障理論五種理論模型[9-12]。但是，到目前為止還沒有相關(guān)理論可以完全解釋和冷壓焊有關(guān)的所有問題。冷壓焊界面結(jié)合強(qiáng)度同時受到表面狀態(tài)、變形程度等諸多因素的影響[3]，建立冷壓焊界面結(jié)合強(qiáng)度預(yù)測模型顯得十分困難。現(xiàn)有的研究成果多是分析工藝參數(shù)對結(jié)合強(qiáng)度的影響，而在結(jié)合強(qiáng)度預(yù)測方面則相對欠缺。

探究冷壓焊界面結(jié)合機(jī)制，建立結(jié)合強(qiáng)度預(yù)測模型，可以為冷壓焊接頭質(zhì)量和可靠性提供支撐，對完善固相焊成形機(jī)理具有重要的科學(xué)意義。本工作以冷壓焊方法中較為常見的對接冷壓焊和冷軋為例，詳細(xì)介紹冷壓焊接頭界面結(jié)合機(jī)理理論及其實(shí)驗(yàn)研究進(jìn)展，綜合論述不同因素對冷壓焊接頭界面結(jié)合強(qiáng)度的影響，并總結(jié)已有的結(jié)合強(qiáng)度預(yù)測模型，以期為理解與完善固相焊接理論提供參考。

1　冷壓焊界面結(jié)合機(jī)理

1.1冷壓焊界面結(jié)合機(jī)理理論模型

1.1.1薄膜理論

薄膜理論最早由Vaidyanath等在1959年提出[13]，并由Wright等在1978年進(jìn)行了驗(yàn)證[14]。薄膜理論認(rèn)為，冷壓焊界面結(jié)合不取決于材料本身的性能，而是取決于被焊材料的表面狀態(tài)[6,9,10]。除去被焊材料待結(jié)合表面污染物，獲得潔凈的材料表面，再向待結(jié)合表面施加正壓力，使材料產(chǎn)生塑性變形。當(dāng)待結(jié)合新鮮表面原子間距離達(dá)到原子間力作用范圍時，兩表面即形成結(jié)合[9,11]。薄膜理論雖然通過實(shí)驗(yàn)得到了證明，但其沒有考慮冷壓焊過程中的熱動力學(xué)因素，也沒有考慮被焊材料的性能、組織缺陷等因素對界面結(jié)合過程的影響[6]。

1.1.2擴(kuò)散理論

擴(kuò)散理論認(rèn)為，冷壓焊接頭區(qū)域存在著一層很薄的互擴(kuò)散層，這一互擴(kuò)散層保證了冷壓焊接頭的質(zhì)量[6,9,10]。冷壓焊過程中出現(xiàn)擴(kuò)散現(xiàn)象，主要原因并不是溫度的影響，而是冷壓焊過程中強(qiáng)烈的塑性變形產(chǎn)生的晶體缺陷、內(nèi)應(yīng)力等降低了擴(kuò)散激活能，使得在沒有高溫的作用下也可以產(chǎn)生淺層擴(kuò)散[6]。但是該理論也有局限性，一是原子之間不能發(fā)生擴(kuò)散的金屬經(jīng)冷壓焊后卻得到了優(yōu)良的冷壓焊接接頭[15]，這很明顯用擴(kuò)散理論是無法解釋的；二是大多數(shù)冷壓焊實(shí)驗(yàn)中并沒有觀察到明顯的擴(kuò)散現(xiàn)象。

1.1.3再結(jié)晶理論

再結(jié)晶理論認(rèn)為，當(dāng)金屬塑性變形量較大時，再結(jié)晶溫度會下降。冷壓焊金屬結(jié)合界面處因?yàn)樗苄宰冃螠囟壬撸瑥亩T發(fā)再結(jié)晶產(chǎn)生，進(jìn)而使結(jié)合界面附近金屬原子在晶格中重新排列，形成被兩個金屬共同占有的晶粒[6,9]。但是，再結(jié)晶理論所論證的連接問題,是接觸表面產(chǎn)生結(jié)合以后的組織變化過程，而沒有對結(jié)合過程的本身進(jìn)行論證[6]。

1.1.4位錯理論

位錯理論認(rèn)為，兩個相互接觸的冷壓焊金屬產(chǎn)生協(xié)調(diào)一致的塑性變形時，位錯會遷移到接觸表面，從而破除了接觸表面的氧化膜，并產(chǎn)生高度只有一個原子間隔的小臺階[6,9]。金屬接觸表面上出現(xiàn)位錯，可以使金屬塑性變形的阻力減小，因而有利于金屬的連接[6,10]。另外，金屬表面上出現(xiàn)位錯，必定會增加金屬接觸表面上的不平度，這就造成接觸表面比內(nèi)部金屬大得多的塑性變形；因此，可以認(rèn)為冷壓焊界面結(jié)合過程是接觸區(qū)金屬的塑性流動結(jié)果[6]。

1.1.5能障理論

能障理論認(rèn)為，引起冷壓焊金屬間相互結(jié)合的條件，不是金屬原子間的擴(kuò)散，而是金屬原子所含有的能量[6,11]。當(dāng)被焊金屬表面相互接觸時，即使它們的原子已經(jīng)接近到晶格參數(shù)的數(shù)量級，只要原子所含有的能量還沒有達(dá)到某一水平，就不足以使待焊金屬界面產(chǎn)生結(jié)合；只有當(dāng)接觸處金屬原子的能量提高到某一水平，表面之間才會形成金屬鍵，它們之間的界面才開始消失而結(jié)合在一起[6,9]。但是，兩種金屬能否通過冷壓焊結(jié)合與兩種金屬之間的物理化學(xué)性能有很大的關(guān)系，有的金屬無論提供多大的能量均不能實(shí)現(xiàn)冷壓焊結(jié)合，這點(diǎn)用能障理論是不能解釋的[9,10]。

由上可知，5種冷壓焊界面結(jié)合理論模型均有自己的理論依據(jù)，但又有各自的局限性?？偟膩碚f，沒有哪一個理論可以完美地解釋所有冷壓焊中出現(xiàn)的問題，但是每一個理論在解釋問題的某一方面又有成功之處[12]。

1.2冷壓焊界面結(jié)合過程

冷壓焊界面結(jié)合過程常采用薄膜理論進(jìn)行解釋，其結(jié)合過程模型如圖1所示[20]。根據(jù)薄膜理論，冷壓焊時首先需要對金屬進(jìn)行表面處理，除去金屬表面氧化膜、油脂、水汽等污染物[16]，然后施加壓力焊接。因此，在進(jìn)行冷壓焊接前需要進(jìn)行表面處理。常用的表面處理方法是先用丙酮除去表面油脂，再對表面進(jìn)行刮刷處理；經(jīng)過表面處理，不僅可以除去金屬表面污染物，還可以形成加工硬化層[17-19]。但是，即使經(jīng)過表面處理，待結(jié)合表面依然會殘存有污染物，如圖1(a)所示。隨后，在正壓力的作用下，待結(jié)合表面發(fā)生物理接觸，結(jié)合表面發(fā)生擴(kuò)張；然而，金屬表面存在的污染物膜和加工硬化層塑性差，不能產(chǎn)生同步塑性變形；在表面擴(kuò)張過程中，結(jié)合金屬表面污染物膜和加工硬化層開裂。壓力進(jìn)一步增大，表面擴(kuò)張更加劇烈，同時待結(jié)合表面附近新鮮金屬開始從表面開裂裂口中擠出，如圖1(b)所示。冷壓焊壓力繼續(xù)增大，從開裂裂口中擠出的新鮮金屬增多，并相互接觸；當(dāng)相互接觸的新鮮金屬原子之間達(dá)到原子力作用范圍時，實(shí)現(xiàn)冶金結(jié)合。殘存的污染物膜和加工硬化層在冷壓焊結(jié)合表面被分割成孤立的小島存在于實(shí)現(xiàn)冶金結(jié)合的金屬之間，如圖1(c)所示。

圖1　冷壓焊結(jié)合機(jī)理模型[20](a)刮刷處理表面；(b)新鮮金屬擠出；(c)結(jié)合Fig.1　Model for bonding mechanism in cold pressure welding[20](a)scratch brushed surface;(b)extrusion of virgin material;(c)bonding

對接冷壓焊和冷軋實(shí)現(xiàn)冷壓焊結(jié)合的方法不同，但是兩者結(jié)合機(jī)理均符合薄膜理論結(jié)合過程。圖2為商業(yè)純鋁對接冷壓焊結(jié)合界面附近塑性變形區(qū)有效應(yīng)變速率和有效應(yīng)變分布數(shù)值模擬結(jié)果[21]。從圖2(a)可以看出，在試樣和飛邊形成的拐角處及結(jié)合界面處有效應(yīng)變速率值最大；從圖2(b)可以看出，材料在界面結(jié)合處承受極大的平面壓縮應(yīng)變，這將會導(dǎo)致在此處的晶粒嚴(yán)重拉伸變長，這也是界面結(jié)合處金屬發(fā)生劇烈表面擴(kuò)張的原因。表面擴(kuò)張?jiān)絼×遥鋲汉附Y(jié)合界面處金屬裸露程度越大，從開裂中擠出的新鮮金屬越多，最終實(shí)現(xiàn)焊合。冷軋界面結(jié)合過程模型如圖3所示[22,23]，結(jié)合過程同樣包括污染物膜和加工硬化層開裂，新鮮金屬從開裂中擠出，新鮮金屬相互接觸并在壓力作用下實(shí)現(xiàn)冶金結(jié)合。

要想獲得良好的界面結(jié)合質(zhì)量，待焊金屬中至少有一種金屬應(yīng)具有良好的塑性。只有這樣，塑性良好的金屬才可以從表面開裂裂口中擠出，與對方擠出金屬實(shí)現(xiàn)冶金結(jié)合。對于塑性良好的Al/Al，Cu/Cu組配，在進(jìn)行冷軋時界面結(jié)合質(zhì)量良好，可以達(dá)到母材結(jié)合強(qiáng)度[24-26]；對于塑性良好的Al/Cu組配，也可以獲得良好的結(jié)合質(zhì)量[18]；對于只有一方具有良好塑性的鋁/不銹鋼組配，冷軋后進(jìn)行剝離實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)在鋁的撕裂表面沒有不銹鋼成分，但是卻在不銹鋼撕裂側(cè)檢測到鋁的成分[27]。這說明在進(jìn)行鋁/不銹鋼冷軋過程中，由于不銹鋼變形抗力大，不銹鋼新鮮金屬沒能從表面開裂中擠出，而鋁的塑性好，變形抗力小，易于從表面開裂中擠出，并進(jìn)入到不銹鋼開裂裂口中與不銹鋼未擠出裂口的新鮮金屬實(shí)現(xiàn)結(jié)合。祖國胤等[28]對不銹鋼/碳鋼冷軋復(fù)合機(jī)理進(jìn)行了研究。他們認(rèn)為，低碳鋼與不銹鋼之間進(jìn)行冷軋復(fù)合時，即使變形量很大，也只能形成機(jī)械咬合，實(shí)現(xiàn)冶金結(jié)合的面積很小?？傊@得良好的冷壓焊接界面結(jié)合質(zhì)量，進(jìn)行冷壓焊的金屬必須具有良好的塑性，否則會因?yàn)樾迈r金屬不能從開裂中擠出而不能實(shí)現(xiàn)冶金結(jié)合。

圖2　Al/Al對接冷壓焊過程有限元模擬結(jié)果[21]　(a)有效應(yīng)變速率分布；(b)有效應(yīng)變分布Fig.2　Results from the FE simulations of butt cold welded Al/Al[21](a)effective strain rate distribution;(b)effective strain distribution

圖3　冷軋過程結(jié)合機(jī)理示意圖[22,23]Fig.3　Schematic illustration of bonding mechanism in cold roll process[22,23]

1.3冷壓焊界面結(jié)合機(jī)理實(shí)驗(yàn)研究

1.3.1薄膜理論

到目前為止，薄膜理論已經(jīng)通過實(shí)驗(yàn)得到驗(yàn)證。圖4為不同壓下率下Al-1100冷軋焊合剝離后表面形貌[25]?？梢钥吹接捎诒砻姘l(fā)生擴(kuò)張引起的裂紋和從開裂裂口中擠出的新鮮金屬鋁(開裂處黑色區(qū)域)。隨著壓下率的增大，裂紋的開裂寬度變大，數(shù)量也略有增加，這意味著將有更多的新鮮金屬從裂口中擠出，從而增大焊合面積。該現(xiàn)象印證了薄膜理論中表面受壓開裂和新鮮金屬擠出行為。在進(jìn)行Al/Al[20,24,25]，Cu/Cu[26]，Al/Cu[18]，Al/Fe[27,29]，Al/Zn[30]等復(fù)合板冷軋過程中均可以觀察到上述現(xiàn)象。

1.3.2擴(kuò)散理論

常溫下進(jìn)行冷壓焊，焊接過程中是否存在擴(kuò)散行為尚存在爭議。到目前為止，在實(shí)驗(yàn)中還沒有觀察到類似薄膜理論那樣的直觀實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象。李云濤等[5,6]闡述了不同組配金屬對接冷壓焊界面結(jié)合擴(kuò)散行為。他們選擇的組配有：無限互溶的Cu/Ni、有限互溶的Ag/Cu、生成金屬間化合物的Al/Cu、不互溶的Ag/Ni。實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，Cu/Ni組配結(jié)合界面有新的固溶物Cu81Ni19生成；Al/Cu組配結(jié)合界面有Al2Cu化合物生成；Ag/Cu組配結(jié)合界面附近Cu側(cè)點(diǎn)陣常數(shù)增大，Ag側(cè)點(diǎn)陣常數(shù)減小，這是因?yàn)閮山饘僦g存在原子互相進(jìn)入；Ag/Ni組配界面之間既沒有新的固溶體產(chǎn)生，也沒有金屬間化合物生成。因此，前3種組配結(jié)合界面處存在淺層擴(kuò)散，而不互溶組配是因?yàn)椴痪哂袛U(kuò)散形成的基本條件，在進(jìn)行冷壓焊接時并沒有觀察到擴(kuò)散現(xiàn)象，但該組配最終也實(shí)現(xiàn)了冷壓焊結(jié)合。這可以說明，擴(kuò)散機(jī)制并不是冷壓焊界面實(shí)現(xiàn)結(jié)合的唯一機(jī)制。

圖4　不同壓下率下Al-1100冷軋焊合剝離后表面形貌[25](a)30%；(b)40%；(c)50%；(d)60%Fig.4　Peeling surfaces morphologies of cold rolled Al-1100 strips at different thickness reduction[25](a)30%;(b)40%;(c)50%;(d)60%

亢世江等[31]采用中子活化分析，對冷壓焊界面結(jié)合擴(kuò)散行為進(jìn)行了研究。他們選取的組配有：有限互溶的Al/Cu、室溫下不互溶的Al/Cd、高溫下有限互溶的Al/Sn、液相和固相皆不互溶的Al/Pb。作為對比，對Al/Cu組配進(jìn)行不同方法熱壓焊實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，上述組配冷壓焊界面之間均不存在原子擴(kuò)散，然而，Al/Cu組配熱壓焊界面之間均存在原子擴(kuò)散。李致煥等[15]采用類似的方法，同樣得出了冷壓焊過程不存在原子擴(kuò)散的結(jié)論。

Wozniak[32]對Al/Cu進(jìn)行對接冷壓焊，冷壓焊結(jié)合界面受縱向軋制作用開裂，在開裂銅一側(cè)檢測到了鋁成分的存在，認(rèn)為在Al/Cu進(jìn)行對接冷壓焊過程中結(jié)合界面附近存在擴(kuò)散行為。Yousefi等[18]發(fā)現(xiàn)，Al/Cu板帶冷軋后進(jìn)行剝離實(shí)驗(yàn)，不僅在銅一側(cè)檢測到殘存的鋁，還可以檢測到殘存的氧化膜。Akramifard等[27]對鋁和304L不銹鋼冷軋后進(jìn)行剝離實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)在304L不銹鋼一側(cè)實(shí)現(xiàn)冶金結(jié)合處殘存有鋁的成分，相反，在剝離表面鋁一側(cè)卻沒有觀察到鐵的成分。然而，Zebardast等[33]對側(cè)向擠壓冷壓焊接的鋁芯和銅套管進(jìn)行剝離實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)銅側(cè)剝離表面沒有形成大量的開裂裂紋，而是存在斷裂。在斷裂附近進(jìn)行EDS分析，發(fā)現(xiàn)在斷裂周圍存在著鋁的成分。在形成冷壓焊接頭時鋁從鋁芯側(cè)表面開裂處擠出并與銅套管外表面實(shí)現(xiàn)冶金結(jié)合，在進(jìn)行剝離實(shí)驗(yàn)時，從實(shí)現(xiàn)冶金結(jié)合點(diǎn)附近鋁部分?jǐn)嗔?，從而使鋁殘存在了銅表面上。

從上述研究可以看出，李云濤等[5,6]和亢世江等[31]采用近似的組配原則進(jìn)行冷壓焊卻得出了不一樣的結(jié)果；在關(guān)于剝離表面存在對方元素的問題上，Wozniak[32]認(rèn)為可能存在擴(kuò)散行為，而Zebardast等[33]卻認(rèn)為是在剝離時殘存下的對方元素。關(guān)于擴(kuò)散現(xiàn)象，之所以出現(xiàn)結(jié)論相悖情況，認(rèn)為主要有3個原因：(1)冷壓焊過程不像熔焊中的異種金屬連接，后者焊接時在界面處可以形成明顯的擴(kuò)散層，而冷壓焊接時溫度低，作用時間短，結(jié)合界面處并沒有觀察到有擴(kuò)散層的存在。(2)冷壓焊結(jié)合不僅僅是冶金結(jié)合，還存在機(jī)械咬合，把實(shí)現(xiàn)機(jī)械咬合的兩金屬完整分開是很困難的。(3)剝離實(shí)驗(yàn)時，發(fā)生剝離的部位不一定都是實(shí)現(xiàn)冶金結(jié)合的地方，還可能是實(shí)現(xiàn)冶金結(jié)合點(diǎn)附近金屬發(fā)生斷裂，造成對方金屬成分殘存。在這種情況下，即便是有擴(kuò)散也被上述現(xiàn)象覆蓋。

1.3.3再結(jié)晶理論

冷壓焊過程中是否存在再結(jié)晶行為，一是看冷壓焊塑性變形引起界面升溫情況；二是大變形強(qiáng)烈降低再結(jié)晶溫度的程度。Lilleby等[34]通過模擬得出，在絕熱條件下對商業(yè)純鋁進(jìn)行大變形對接冷壓焊，塑性變形會使界面溫度升高到110℃；但是，實(shí)際上由于模具等的熱傳導(dǎo)作用，界面升高溫度最高不超過20℃，不能使鋁產(chǎn)生再結(jié)晶行為。Yang等[35]研究了冷軋變形誘導(dǎo)熱對界面結(jié)合強(qiáng)度的影響。他們對多層依次堆疊的鋁鈦進(jìn)行冷軋時發(fā)現(xiàn)，在結(jié)合界面附近鋁層發(fā)生了完全再結(jié)晶。他們認(rèn)為低熱導(dǎo)率金屬冷軋時發(fā)生大變形，獲得了很好的累積疊軋焊或者冷軋/熱處理/冷軋結(jié)合過程。這說明對多層堆疊的金屬進(jìn)行快速冷軋是可以產(chǎn)生再結(jié)晶行為的。但是，在進(jìn)行對接冷壓焊和雙層金屬板冷軋時都控制了變形速率，并且即使有升溫也可以快速通過熱傳導(dǎo)進(jìn)行降溫，不容易產(chǎn)生再結(jié)晶現(xiàn)象?？傊诳尚械淖冃嗡俾氏吕鋲汉附缑媸欠翊嬖谠俳Y(jié)晶現(xiàn)象，特別是對接冷壓焊和雙層金屬冷軋是否存在再結(jié)晶行為還有待進(jìn)一步研究；是再結(jié)晶現(xiàn)象的產(chǎn)生實(shí)現(xiàn)了冷壓焊界面結(jié)合，還是冷壓焊界面結(jié)合后大變形誘導(dǎo)了再結(jié)晶現(xiàn)象的產(chǎn)生也有待進(jìn)一步確認(rèn)。

1.3.4能障理論

相比薄膜理論，能障理論更傾向于是一個量的概念。到目前為止，還沒有研究者對能障理論進(jìn)行理論推導(dǎo)，也沒有研究者設(shè)計(jì)實(shí)驗(yàn)去證實(shí)該理論。能障理論認(rèn)為，欲實(shí)現(xiàn)冷壓焊結(jié)合，結(jié)合界面附近原子必須以某種方式獲得結(jié)合激活能，進(jìn)而克服能量障礙，實(shí)現(xiàn)冶金結(jié)合[36]。冷軋時發(fā)現(xiàn)，只有當(dāng)厚度方向軋制變形量超過某一水平才能實(shí)現(xiàn)冷軋界面結(jié)合，低于該水平則無法實(shí)現(xiàn)結(jié)合，即變形量存在一個臨界值，這一現(xiàn)象常常被用來說明能障理論存在的合理性[18,37]。在軋制過程中，新鮮金屬從表面開裂中擠出、結(jié)合界面附近原子重排、表面污染物對界面結(jié)合阻礙作用、鍵合形成激活能等因素共同構(gòu)成這一能量障礙，使變形量存在一臨界值[17,24,26]?？朔芰空系K需要提供相應(yīng)的能量，常用的方法有兩種，一是提高軋制變形量，二是提高軋制溫度[26,36]。提高軋制溫度，降低了金屬流動應(yīng)力，也可以為界面附近原子重排和鍵合形成提供能量，降低變形量臨界值。

根據(jù)當(dāng)前冷壓焊界面結(jié)合機(jī)理研究現(xiàn)狀，薄膜結(jié)合機(jī)制可以通過實(shí)驗(yàn)觀察到，最具有說服力；冷壓焊過程中擴(kuò)散行為是否存在還有待確定，但可以確定的是，擴(kuò)散理論肯定不是冷焊連接形成的主要機(jī)制，畢竟在進(jìn)行界面觀察時并沒有發(fā)現(xiàn)有大量的原子彼此進(jìn)入對方；冷壓焊依靠大變形實(shí)現(xiàn)連接，位錯對冷壓焊結(jié)合必定會產(chǎn)生影響，常溫條件下大變形冷壓焊過程是否存在再結(jié)晶行為尚需驗(yàn)證。今后在進(jìn)行冷壓焊界面結(jié)合機(jī)制研究時，應(yīng)綜合考慮擴(kuò)散、再結(jié)晶、位錯等因素對結(jié)合過程的影響。

2　冷壓焊界面結(jié)合強(qiáng)度

2.1影響冷壓焊界面結(jié)合強(qiáng)度的因素

影響冷壓焊界面結(jié)合強(qiáng)度的因素很多，比如說金屬種類、變形速率、表面準(zhǔn)備、變形程度等，不同的冷壓焊接方法所考慮的影響因素不同。對于對接冷壓焊，?？紤]的主要因素是表面準(zhǔn)備、變形程度和表面壓力；對于冷軋來說，常考慮的因素除表面準(zhǔn)備、變形程度和表面壓力外，還會考慮軋板的初始厚度、軋制速率、軋制前后熱處理等因素對軋制界面結(jié)合強(qiáng)度的影響。常用的冷壓焊界面結(jié)合質(zhì)量定量評價方法有拉伸實(shí)驗(yàn)、剪切實(shí)驗(yàn)和剝離實(shí)驗(yàn)等，剝離實(shí)驗(yàn)常用于評價冷軋界面結(jié)合強(qiáng)度[2-4,38]。冷壓焊接同種金屬界面結(jié)合強(qiáng)度往往超過母材強(qiáng)度，異種金屬冷壓焊界面結(jié)合強(qiáng)度不低于兩冷壓焊金屬中較軟的金屬強(qiáng)度[6]。

2.1.1表面準(zhǔn)備

在冷壓焊過程中，表面存在的氧化膜和吸附污染物會阻止待焊金屬結(jié)合表面新鮮純凈金屬的相互接觸，增大冷壓焊界面結(jié)合的難度[39]。當(dāng)待結(jié)合金屬表面發(fā)生強(qiáng)烈塑性變形時，這些待焊金屬表面存在的氧化膜和吸附污染物會隨著表面擴(kuò)展延展成微小的薄膜，繼續(xù)阻礙待結(jié)合金屬表面新鮮金屬相互接觸，而且這些氧化膜和吸附的污染物膜在后續(xù)的冷壓焊過程中不可能被完全擠出結(jié)合界面[40]。

Le等[41]采用陽極氧化技術(shù)在冷軋鋁板表面人工制造一定厚度的氧化膜，研究在冷軋過程中鋁板與軋輥接觸表面氧化膜開裂行為。結(jié)果表明，在冷軋過程中，隨著壓下率Ra增大，鋁板表面氧化膜會產(chǎn)生微裂紋；當(dāng)氧化膜厚度tc低于某一臨界厚度時，氧化膜塊會進(jìn)一步破碎為更小的塊。該實(shí)驗(yàn)觀察到了鋁從氧化膜中的擠出行為，如圖5所示。雖然該實(shí)驗(yàn)研究的是軋輥/鋁板之間氧化膜開裂行為，但是對于冷軋過程中氧化膜變化行為很有參考性，說明氧化膜的存在是阻止新鮮金屬擠出的，進(jìn)而對冷軋界面結(jié)合也是不利的。Yousefi等[18]則通過陽極氧化技術(shù)在鋁表面人工制造一層Al2O3氧化膜，隨后對鋁/銅板帶進(jìn)行冷軋，研究發(fā)現(xiàn)，當(dāng)存在人工制造的Al2O3氧化膜時，鋁/銅冷壓焊結(jié)合強(qiáng)度比沒有人工制造Al2O3氧化膜時的結(jié)合強(qiáng)度小很多；不過，隨著氧化膜厚度增加，結(jié)合強(qiáng)度先增大后減小，只不過整體結(jié)合強(qiáng)度水平比沒有人工制造Al2O3氧化膜時要小得多。對鋁板進(jìn)行冷軋時，在待結(jié)合表面噴上一層TiO2或TiH2顆粒，同樣對冷軋界面結(jié)合強(qiáng)度產(chǎn)生了不利影響[22,42]。因此，對冷壓焊金屬表面進(jìn)行表面處理是非常必要的。

圖5　冷軋過程中鋁板表面鋁從氧化膜中擠出[41]　(a)tc=12μm，Ra=10%；(b)tc=15μm，Ra=30%Fig.5　The extrusion of aluminium through micro-cracks in the oxide film during cold rolling process[41](a)tc=12μm,Ra=10%;(b)tc=15μm,Ra=30%

常用的表面準(zhǔn)備方法有化學(xué)清洗和機(jī)械清洗[1]。如前所述，實(shí)驗(yàn)中最常使用的表面處理方式為先用丙酮除去試樣表面的油脂等，再對待結(jié)合表面進(jìn)行刮刷處理。圖6為經(jīng)過刮刷處理前后的Al-1100表面SEM圖。

圖6　表面處理前后Al-1100表面SEM圖[25]　(a)刮刷前；(b)刮刷后Fig.6　SEM micrographs of Al-1100 strip surface before and after surface preparation[25](a)before scratch brushing;(b)after scratch brushing

可以看出，經(jīng)過刮刷處理的Al-1100表面有撕裂存在，還有沿著刮刷方向的條紋[25]。檢測經(jīng)過刮刷處理的Al-1100表面撕裂的硬度，發(fā)現(xiàn)其是刮刷處理前硬度的4倍，這說明經(jīng)過表面刮刷處理確實(shí)形成了加工硬化層[24]。

2.1.2變形程度

變形程度是另一個影響冷壓焊界面結(jié)合強(qiáng)度的重要因素。對于對接冷壓焊，變形程度等于冷壓焊接金屬每次頂鍛伸出的長度與頂鍛次數(shù)的乘積：

(1)

式中：l為變形程度；l1，l2分別為兩金屬每次頂鍛伸出的長度；n為頂鍛次數(shù)[43]。對于冷軋，變形程度常常用壓下率表示。變形程度之所以這樣重要，是因?yàn)樽冃纬潭鹊拇笮Q定了冷壓焊界面表面擴(kuò)張程度和表面裸露程度。表面擴(kuò)張程度X和表面裸露程度程度Y如式(2)，(3)所示。

(2)

(3)

式中：A0為初始待結(jié)合表面面積；A1為冷壓焊完成后試樣結(jié)合表面面積[1]。在進(jìn)行冷壓焊時，只有當(dāng)變形程度超過一定的臨界值，冷壓焊金屬界面才能實(shí)現(xiàn)冷壓焊界面結(jié)合。

溫立民等[43]采用對接冷壓焊方法，使鋁/銅線實(shí)現(xiàn)了冷壓焊結(jié)合。實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，隨著總壓縮量增加，接頭的抗拉強(qiáng)度不斷增大；當(dāng)總壓縮量達(dá)到20mm時，在鋁線一側(cè)發(fā)生斷裂，這說明接頭的結(jié)合強(qiáng)度已經(jīng)超過了鋁的抗拉強(qiáng)度。對于冷軋，也可以獲得類似的變形程度與結(jié)合強(qiáng)度關(guān)系。圖7為不同組配金屬冷軋時壓下率與結(jié)合強(qiáng)度之間關(guān)系[23]?？梢钥吹?，當(dāng)壓下率低于某一臨界值時，冷壓焊金屬之間不能實(shí)現(xiàn)結(jié)合；

圖7　不同種類金屬冷軋時壓下率與結(jié)合強(qiáng)度之間關(guān)系[23]Fig.7　The relationship between the thickness reduction and bonding strength of different types of metals after cold roll bonding[23]

當(dāng)壓下率超過臨界值，隨著壓下率的增加，冷壓焊金屬之間的結(jié)合強(qiáng)度越大；不同金屬組配進(jìn)行冷壓焊時壓下率與結(jié)合強(qiáng)度之間的關(guān)系曲線存在很大差異。

根據(jù)薄膜理論對冷壓焊結(jié)合機(jī)理的解釋，要想實(shí)現(xiàn)冷壓焊界面結(jié)合，必須使基體新鮮金屬從表面氧化膜開裂中擠出，而變形程度則影響著結(jié)合界面的表面擴(kuò)張程度和金屬表面裸露程度。當(dāng)變形程度小于臨界值時，表面擴(kuò)張程度小，表面氧化膜和吸附污染物層開裂小，從開裂中擠出的新鮮金屬少，不足以實(shí)現(xiàn)冷壓焊界面結(jié)合，且新鮮金屬從開裂中擠出本身就需要一定的變形量[19,44,45]。因此，在冷壓焊時變形程度存在一個臨界值。隨著變形程度的增大，表面擴(kuò)張程度增大，待結(jié)合金屬表面開裂程度變大，從開裂中擠出的新鮮金屬增多，在冷壓焊壓力作用下實(shí)現(xiàn)冷壓焊結(jié)合的面積增大[25,44-46]。因此，冷壓焊界面結(jié)合強(qiáng)度隨著變形程度的增大不斷增大。

2.1.3表面壓力

冷壓焊依靠對待結(jié)合表面施加壓力實(shí)現(xiàn)冶金結(jié)合，因此，可以說表面壓力是冷焊結(jié)合的驅(qū)動力。在進(jìn)行冷壓焊時，由于塑性變形產(chǎn)生硬化和模具對金屬的約束力，使得焊接末期所需的焊接壓力比焊接初始時要大許多,選擇焊接壓力應(yīng)以焊接結(jié)束時最大的焊接壓力為準(zhǔn)[12,43]。圖8為Al/Ag冷軋時表面壓力與壓下率之間的關(guān)系[47]?？梢钥闯?，隨著表面壓力增大，冷軋壓下率不斷增加；當(dāng)壓下率為70%時，曲線斜率減小，這是因?yàn)樵谠搲合侣蕳l件下，冷軋金屬開始實(shí)現(xiàn)冷壓焊界面結(jié)合；當(dāng)壓力進(jìn)一步增大，壓下率緩慢增加。由壓下率與界面結(jié)合強(qiáng)度之間關(guān)系可以知道，界面結(jié)合強(qiáng)度不斷增大。近年來，研究冷壓焊壓力大小對結(jié)合強(qiáng)度影響的文獻(xiàn)較少，更多的是探究變形程度對界面結(jié)合強(qiáng)度的影響，但是，變形程度終歸是由壓力大小控制的。

圖8　Al/Ag冷軋時表面壓力與壓下率之間關(guān)系[47]Fig.8　The relationship between surface pressure and thickness reduction during cold roll bonded Al/Ag[47]

2.1.4其他因素

影響冷壓焊界面結(jié)合強(qiáng)度的因素除以上幾點(diǎn)之外，還有許多其他因素。對于冷軋，在同一壓下率條件下，冷軋速率越快，冷軋形成的界面剝離強(qiáng)度越低；反之越高[46]。造成這種情況的原因在于[25,46]：軋制速率越快，兩個待結(jié)合表面接觸時間越短；在較短的時間內(nèi)新鮮金屬不能充分從氧化膜和表面加工硬化層形成的開裂中充分?jǐn)D出，同樣也不能使兩個待結(jié)合表面充分接觸。對能夠?qū)崿F(xiàn)冷軋界面結(jié)合的金屬進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，發(fā)現(xiàn)面心立方晶體結(jié)構(gòu)金屬組配最容易實(shí)現(xiàn)冷軋界面結(jié)合，這得益于面心立方晶體金屬滑移系多，在受到擠壓變形時加工硬化速率小，利于表面擴(kuò)張[23]。在對商業(yè)純鋁進(jìn)行冷軋時發(fā)現(xiàn)，待結(jié)合鋁表面硬度越大，實(shí)現(xiàn)冷軋界面結(jié)合的壓下率臨界值越大，相應(yīng)的剝離強(qiáng)度越低，硬度和壓下率、硬度和平均剝離強(qiáng)度均呈線性關(guān)系，這點(diǎn)值得做進(jìn)一步的研究[37]。一般來說，冷壓焊對工件待焊表面的粗糙度沒有很高的要求；帶有微小溝槽不平的待焊表面，在擠壓的過程中，有利于整個界面的切向位移，對焊接過程是有利的；但是當(dāng)焊接塑性變形量小于20%時，就要求待焊表面有較低的粗糙度[12]。

2.2冷壓焊界面結(jié)合強(qiáng)度預(yù)測

在進(jìn)行冷壓焊研究時，研究者往往去研究各種影響因素對冷壓焊界面結(jié)合強(qiáng)度的影響，很少有人去建立理論模型對冷壓焊界面結(jié)合強(qiáng)度進(jìn)行預(yù)測。

Bay[20]認(rèn)為，冷壓焊界面結(jié)合機(jī)制有兩種行為，一種是在正壓力的作用下表面加工硬化層發(fā)生開裂，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)冷壓焊結(jié)合；另一種是在正壓力的作用下表面污染物層發(fā)生開裂，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)冷壓焊結(jié)合。然而，在進(jìn)行冷壓焊時表面開裂行為往往是兩者共同存在的。因此，Bay根據(jù)冷壓焊時，在壓力作用下表面層開裂，新鮮金屬擠出并相互接觸，最后實(shí)現(xiàn)冷壓焊界面結(jié)合這一過程，構(gòu)造了一個同時包含表面加工硬化層開裂和表面污染物層開裂的冷壓焊界面結(jié)合強(qiáng)度預(yù)測模型：

(4)

式中：σB為界面結(jié)合強(qiáng)度；σ0為金屬屈服強(qiáng)度；p為表面正壓力；pE為新鮮金屬從加工硬化層開裂中擠出需要的壓力；Y′為污染物層被破壞所需要臨界表面裸露程度；β為污染物層開裂占總表面面積百分?jǐn)?shù)，可以通過觀察SEM顯微圖像評定[1]，剩余界面結(jié)合面積以加工硬化層開裂機(jī)制結(jié)合。該模型以表面裸露程度和表面正壓力作為變量，當(dāng)p

Zhang等[48]結(jié)合實(shí)驗(yàn)研究和詳細(xì)的冷壓焊結(jié)合過程理論分析，構(gòu)造了一個冷軋數(shù)值模型。分別對同種金屬Al/Al和異種金屬Al/St-14冷壓焊界面剪切結(jié)合強(qiáng)度的實(shí)驗(yàn)結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行比較，實(shí)驗(yàn)結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果符合得較好。值得注意的是，此構(gòu)造冷壓焊模型的思路和Bay[20]的思路有很大的相似性，即根據(jù)冷壓焊過程中兩金屬先相互接觸，表面加工硬化層或污染物層開裂，最終實(shí)現(xiàn)冷壓焊這一過程進(jìn)行的理論分析。不同的是Zhang等對冷軋時金屬塑性變形和污染物層破碎這一過程進(jìn)行了更為詳細(xì)的分析，使得對整個冷壓焊過程分析的更詳細(xì)，從而綜合考慮了各種因素，使得結(jié)果可靠性提高。

Vaidyanath等提出了一個預(yù)測冷軋界面結(jié)合強(qiáng)度的公式[13]：

(5)

式中：η為界面結(jié)合效率；Rf為軋制時厚度方向最終壓下率。

Wright等提出了另一個界面結(jié)合效率和軋制變形之間的關(guān)系公式[14]：

(6)

式中：H為經(jīng)驗(yàn)硬化指數(shù)；Rt為實(shí)現(xiàn)軋制界面結(jié)合壓下率臨界值。

Cooper[49]根據(jù)薄膜理論對鋁的固相焊接頭結(jié)合強(qiáng)度的理論推導(dǎo)，推導(dǎo)時并未考慮表面處理過程對結(jié)合強(qiáng)度的影響。依據(jù)鋁在固相焊接時結(jié)合界面行為，即待結(jié)合表面實(shí)現(xiàn)接觸、表面擴(kuò)展開裂和新鮮金屬擠出、新鮮金屬相互接觸實(shí)現(xiàn)固相焊界面結(jié)合這一過程，推導(dǎo)出了常溫條件下鋁固相焊接頭結(jié)合強(qiáng)度和剪切結(jié)合強(qiáng)度。

(7)

(8)

式中：An為名義結(jié)合面積；R為鋁的流動應(yīng)力；σn為正接觸應(yīng)力；τapp為名義剪切應(yīng)力；v為沒有被氧化的鋁占最終接觸面積百分?jǐn)?shù)；pex為新鮮純鋁從微裂紋中擠出所需要的壓力；σm為鋁的強(qiáng)度；τb為常溫條件下結(jié)合界面剪切結(jié)合強(qiáng)度。雖然Cooper所提出的固相焊界面結(jié)合強(qiáng)度模型并不是直接針對冷壓焊提出的，但是冷壓焊是固相焊的一部分。常溫條件下固相焊結(jié)合過程和冷壓焊界面結(jié)合過程相似，從對鋁固相焊接過程的分析即可看出，其結(jié)合過程符合薄膜理論。

由上可知，現(xiàn)有的模型僅僅考慮了變形程度和表面壓力等因素，且均是常溫下進(jìn)行焊接，尚沒有模型考慮到變形速率和變形溫度對界面結(jié)合強(qiáng)度的影響。今后建立冷壓焊模型可以考慮變形程度、變形速率和變形溫度因素，提高結(jié)合強(qiáng)度預(yù)測模型的可靠性和使用范圍。

3　熱處理對冷壓焊界面結(jié)合行為的影響

冷壓焊前和焊后熱處理對冷壓焊界面結(jié)合有著重要影響，特別是冷壓焊后退火，選擇合適的退火工藝參數(shù)，可以極大提高冷壓焊界面結(jié)合強(qiáng)度。

3.1焊前退火

在對試樣進(jìn)行表面處理前，往往會先對試樣進(jìn)行退火處理，使待冷軋?jiān)嚇痈魈幗M織均勻，硬度相同。Jamaati等[37]對經(jīng)過焊前退火熱處理的商業(yè)純鋁進(jìn)行冷軋發(fā)現(xiàn)，退火溫度保持375℃不變，退火時間越長，實(shí)現(xiàn)冷壓焊合的壓下率臨界值越低，界面剝離強(qiáng)度增大；退火時間保持120min不變，退火溫度越高，實(shí)現(xiàn)冷壓焊合的壓下率臨界值也降低，界面剝離結(jié)合強(qiáng)度也隨之增大。這說明，冷壓焊前退火對提高界面結(jié)合強(qiáng)度有著積極作用。

冷壓焊前退火提高界面結(jié)合強(qiáng)度可以從兩個不同的角度去解釋[25,37,50]：(1)隨著退火時間和溫度的提高，基層金屬的流動應(yīng)力減小，或者說退火處理降低了基層金屬的硬度，提高了其韌性，從而使基層金屬在冷壓焊時更容易發(fā)生塑性變形，使表面氧化膜和加工硬化層更容易開裂，也使新鮮金屬更容易從待結(jié)合表面開裂中擠出，也使冷壓焊界面結(jié)合變得更容易實(shí)現(xiàn)，從而可以降低壓變形量臨界值和提高界面結(jié)合強(qiáng)度。(2)從能障理論進(jìn)行分析，提高退火溫度和時間可以使更多的原子獲得結(jié)合激活能，從而在冷壓焊時使更多的點(diǎn)實(shí)現(xiàn)冷壓焊合，從而降低變形量臨界值和提高界面結(jié)合強(qiáng)度。

3.2焊后退火

焊后退火對冷壓焊界面結(jié)合強(qiáng)度影響最為突出，退火溫度和退火時間影響著界面結(jié)合狀態(tài)，從而也影響著界面結(jié)合強(qiáng)度。對于冷軋，無論是同種金屬還是異種金屬，冷軋后經(jīng)過低溫短時退火處理，都可以使界面結(jié)合強(qiáng)度提高[9,25,29,44]。異種金屬冷軋后退火對結(jié)合強(qiáng)度影響較為復(fù)雜。在擴(kuò)散層形成之前，異種金屬冷軋后進(jìn)行退火熱處理對提高界面結(jié)合強(qiáng)度是有利的，當(dāng)脆硬擴(kuò)散層形成后，界面結(jié)合強(qiáng)度開始降低[29,44,51]。一般情況下，壓下率和退火時間保持一定時，隨著溫度的增高，界面結(jié)合強(qiáng)度先增大后減小[9,29,44,52]。壓下率和退火溫度保持一定，當(dāng)退火溫度較低時，隨著退火時間的延長，界面結(jié)合強(qiáng)度先增大后減??；當(dāng)退火溫度很高，短時間內(nèi)結(jié)合界面處擴(kuò)散層厚度急劇增大，界面結(jié)合強(qiáng)度減小[29,52]。對于Al/Cu對接冷壓焊接頭，低溫短時退火時接頭耐溫度變化性能良好；退火時間保持恒定，退火溫度過高時接頭抗拉強(qiáng)度隨著退火溫度升高而逐漸降低[43]。對拉拔法制得的銅包鋁線進(jìn)行冷壓焊后熱處理發(fā)現(xiàn)，低溫短時退火有利于改善冷壓焊結(jié)合界面狀態(tài)，隨著退火溫度升高或者退火時間延長，鋁銅焊合界面處擴(kuò)散層厚度不斷增大，導(dǎo)致鋁銅結(jié)合界面分離，最終喪失結(jié)合能力[53-55]。

焊后熱處理對冷壓焊結(jié)合界面擴(kuò)散層的形成有著重要影響。低溫短時退火并不會出現(xiàn)擴(kuò)散層，只有在高溫或者低溫長時退火條件下才會產(chǎn)生擴(kuò)散層[29,44,47,55]。對Al/Cu，Ag/Al，Al/304L等金屬進(jìn)行焊后熱處理發(fā)現(xiàn)，擴(kuò)散層的厚度隨著退火溫度的升高和退火時間的延長而不斷增大[27,47,56]。有些異種金屬冷壓焊后退火形成的擴(kuò)散層僅僅由一種金屬間化合物構(gòu)成，有些異種金屬在不同的退火溫度或者不同的退火時間條件下擴(kuò)散層由幾種金屬間化合物或者飽和固溶體構(gòu)成[51,56,57]。圖9為Cu/Al/Cu冷軋復(fù)合板經(jīng)過焊后熱處理前后結(jié)合界面形貌[51]?？梢钥闯?，150℃退火溫度下保溫2h，結(jié)合界面變得平坦，并且擴(kuò)散層也沒有形成，改善了界面結(jié)合形態(tài)，有利于提高界面結(jié)合強(qiáng)度。進(jìn)一步提高退火溫度，出現(xiàn)由幾種金屬間化合物組成的擴(kuò)散層，如圖9(c)所示。研究表明，由金屬間化合物組成的擴(kuò)散層脆性高、硬度大，裂紋易于在擴(kuò)散層處產(chǎn)生并擴(kuò)展[52,56]。Akramifard等[27]對鋁和304L不銹鋼冷軋后在600℃退火溫度下保溫1h發(fā)現(xiàn)，在鋁和304L不銹鋼結(jié)合界面處形成了很厚的、由金屬間化合物組成的擴(kuò)散層，并且在擴(kuò)散層鋁一側(cè)還產(chǎn)生了裂紋。因此，想要用冷壓焊后退火方法提高冷軋界面結(jié)合強(qiáng)度，必須選擇合適的退火溫度、保溫時間，獲得理想厚度的擴(kuò)散層或者避免形成擴(kuò)散層。

圖9　Cu/Al/Cu復(fù)合板經(jīng)過熱處理后結(jié)合界面形態(tài)[51](a)初始軋制態(tài);(b)150℃/2h;(c)400℃/2hFig.9　Interfacial morphologies of Cu/Al/Cu clad sheets with different heat treatments[51](a)as fabricated;(b)150℃/2h;(c)400℃/2h

退火熱處理提高界面結(jié)合強(qiáng)度的主要原因[9,18,25,29,30]：(1)冷壓焊后退火降低了基體金屬的硬度，提高基體金屬的韌性和分離兩結(jié)合表面時裂紋擴(kuò)展所需要的力，從而提高了界面結(jié)合強(qiáng)度；(2)冷壓焊后退火消除了冷變形形成的殘余應(yīng)力；(3)短時冷壓焊后退火時，結(jié)合界面附近存在原子短程擴(kuò)散，提高了冷壓焊金屬界面結(jié)合質(zhì)量。

異種金屬冷壓焊后退火熱處理界面結(jié)合強(qiáng)度降低的主要原因有[9,18,44]：(1)冷壓焊過程中退火時間過長或者退火溫度過高，在結(jié)合界面附近形成由脆硬的金屬間化合物組成的擴(kuò)散層；(2)異種金屬間原子熱膨脹系數(shù)不同，在進(jìn)行退火過程中發(fā)生不同步變形，弱化了結(jié)合界面；(3)異種金屬原子在擴(kuò)散過程中出現(xiàn)柯肯達(dá)爾效應(yīng)，使空位在結(jié)合界面附近產(chǎn)生偏聚，同樣弱化結(jié)合界面。圖10為對拉拔法制得的銅包鋁線先進(jìn)行焊后退火熱處理，再進(jìn)行拉伸實(shí)驗(yàn)后獲得的金屬間化合物處高分辨率掃描電鏡圖[57]?？梢钥闯觯?jīng)過焊后退火熱處理的銅包鋁線在結(jié)合界面附近斷裂行為為解理斷裂。還可以觀察到由于柯肯達(dá)爾效應(yīng)在銅側(cè)形成的空隙，這些空隙的存在弱化了結(jié)合界面。

圖10　銅包鋁線經(jīng)300℃/180min焊后熱處理后金屬間化合物處拉伸斷口高分辨率SEM圖[57]Fig.10　High-resolution SEM image of the intermetallic compounds(IMC) layers on fractured copper-clad aluminium wires annealed at 300℃ for 180min[57]

4　結(jié)束語

冷壓焊界面結(jié)合機(jī)理及結(jié)合強(qiáng)度的研究一直以來是科研工作人員的研究難點(diǎn)之一。就結(jié)合機(jī)理而言，薄膜理論常被用來解釋冷壓焊界面結(jié)合過程。然而，界面結(jié)合過程中的擴(kuò)散行為、再結(jié)晶行為、界面位錯形態(tài)等對結(jié)合過程的影響尚缺乏深入研究。就結(jié)合強(qiáng)度預(yù)測而言，根據(jù)界面開裂結(jié)合過程提出的預(yù)測模型過于復(fù)雜，不便于應(yīng)用；根據(jù)變形程度等參數(shù)提出的模型，往往忽略變形速率、變形溫度等因素的影響，不夠準(zhǔn)確。為了進(jìn)一步認(rèn)識冷壓焊界面結(jié)合行為，以下方面值得研究：(1)冷壓焊金屬產(chǎn)生一定的塑性變形時，位錯可以遷移到待焊表面。待結(jié)合金屬接觸表面附近位錯的增殖和運(yùn)動必定會對界面結(jié)合起到一定作用。因此，有必要對冷壓焊界面結(jié)合過程中位錯行為進(jìn)行研究，探究位錯對待結(jié)合金屬表面和冷壓焊界面結(jié)合的影響。(2)冷壓焊在進(jìn)行快速大變形時界面會產(chǎn)生界面溫升，溫度升高必定有利于冷壓焊合。同時，當(dāng)前冷壓焊研究多是常溫條件下進(jìn)行焊接，加熱條件下的冷壓焊接很少。因此，有必要研究溫度對冷壓焊界面結(jié)合的影響。(3)不發(fā)生原子間擴(kuò)散的金屬也實(shí)現(xiàn)了冷壓焊結(jié)合。但是，其實(shí)現(xiàn)結(jié)合的機(jī)制還沒有進(jìn)行研究，可設(shè)計(jì)相應(yīng)金屬組配冷壓焊接頭進(jìn)行深入分析。(4)現(xiàn)有的冷壓焊結(jié)合強(qiáng)度預(yù)測模型往往只考慮變形程度一個影響因素，忽略了變形速率和變形溫度的影響。建立包含變形程度、變形速率和變形溫度的結(jié)合強(qiáng)度預(yù)測模型，可以更好預(yù)測界面結(jié)合強(qiáng)度，對建立熱壓焊結(jié)合強(qiáng)度模型提供參考。

[1]MORI K,BAY N,FRATINI L,et al. Joining by plastic deformation[J]. CIRP Annals-Manufacturing Technology,2013,62(2):673-694.

[2]甄立玲，唐蓓，馬冰，等. 變形鋅合金冷壓焊接頭組織及連接機(jī)理研究[J].稀有金屬材料與工程，2013,42(增刊2):472-475.

ZHEN L L,TANG B,MA B,et al. Microstructure and bonding mechanism of zinc alloy by cold-pressure welding[J].Rare Metal Materials and Engineering,2013,42(Suppl 2):472-475.

[3]DANESH M H,SHAHABI H S. Effective parameters on bonding strength of roll bonded Al/St/Al multilayer strips[J]. Journal of Alloys and Compounds,2009,476(1-2):292-299.

[4]馬良超，馮勝強(qiáng)，樊建勛，等. 5356鋁合金線材冷壓焊界面結(jié)合機(jī)理研究[J].焊接技術(shù)，2013,42(12):10-12.

MA L C,FENG S Q,FAN J X,et al. Study on interface bonding mechanism of 5356 aluminum alloy wire by cold pressure welding [J]. Welding Technology,2013,42(12):10-12.

[5]LI Y T,DU Z Y,YANG J. Study on interfacial bonding state of Ag-Cu in cold pressure welding[J]. Transactions of Tianjin University,2003,9(3):219-222.

[6]李云濤，杜則裕，馬成勇.金屬冷壓焊界面結(jié)合機(jī)理探討[J].天津大學(xué)學(xué)報(bào)，2002,35(4):516-520.

LI Y T,DU Z Y,MA C Y. Investigation on interfacial bonding mechanism of the metals welded by cold pressure welding[J].Journal of Tianjin University,2002,35(4):516-520.

[7]LI Y T,DU Z Y,CHEN L P. The study on interfacial bonding strength of Ag-Ni,Ag-Cu in cold pressure welding[J]. China Welding,2003,12(1):22-25.

[8]中國機(jī)械工程學(xué)會焊接學(xué)會.焊接手冊[M]. 北京：機(jī)械工業(yè)出版社，2008.842-843.

[9]田德旺. 雙金屬復(fù)合材料冷軋變形行為及結(jié)合強(qiáng)度的研究[D].武漢：武漢科技大學(xué)，2006.

[10]陳少航. 軋制工藝參數(shù)對不銹鋼/碳鋼復(fù)合板界面結(jié)合強(qiáng)度的影響[D].太原：太原科技大學(xué)，2014.

[11]MOHAMED H A,WASHBURN J. Mechanism of solid state pressure welding[J]. Weld Journal,1975,54(9):302-310.

[12]郝長嶺. 異種金屬冷壓焊焊接過程數(shù)值模擬及連接機(jī)理的研究[D].天津：河北工業(yè)大學(xué)，2003.

[13]VAIDYANATH L R,NICHOLAS M G,MILNER D R. Pressure welding by rolling[J]. British Welding Journal,1959,(6):13-28.

[14]WRIGHT P K,SNOW D A,TAY C K. Interfacial conditions and bond strength in cold pressure welding by rolling[J]. Metal Technology,1978,5(1):24-31.

[15]李致煥，亢世江，劉志強(qiáng). 冷壓焊中原子擴(kuò)散行為的試驗(yàn)研究[J].焊接學(xué)報(bào)，1991,12(1):7-12.

LI Z H,KANG S J,LIU Z Q. Experimental investigation on diffusing action of atoms in cold welding[J]. Transactions of the China Welding Institution,1991,12(1):7-12.

[16]DANESH M H,MASHREGHI A,EHTEMAM H S,et al. Investigation of cold pressure welding of aluminum powder to internal surface of aluminum tube[J]. Materials & Design,2009,30(3):723-726.

[17]EIZADJOU M,DANESH M H,JANGHORBAN K. Investigation of roll bonding between aluminum alloy strips[J]. Materials & Design,2008,29(4):909-913.

[18]YOUSEFI M V,TOROGHINEJAD M R,REZAEIAN A. The effects of oxide film and annealing treatment on the bond strength of Al-Cu strips in cold roll bonding process[J]. Materials & Design,2014,53(1):174-181.

[19]HOSSEINI M,DANESH M H. Bond strength optimization of Ti/Cu/Ti clad composites produced by roll-bonding[J]. Materials & Design,2015,81:122-132.

[20]BAY N. Mechanisms producing metallic bonds in cold welding[J].Welding Research Supplement,1983,(5):137-142.

[21]LILLEBY A,GRONG ?,HEMMER H. Cold pressure welding of severely plastically deformed aluminium by divergent extrusion[J]. Materials Science and Engineering:A,2010,527(6):1351-1360.

[22]SOLTANI M A,JAMAATI R,TOROGHINEJAD M R. The influence of TiO2nano-particles on bond strength of cold roll bonded aluminum strips[J]. Materials Science and Engineering: A,2012,550:367-374.

[23]LI L,NAGAI K,YIN F X. Progress in cold roll bonding of metals[J]. Science and Technology of Advanced Materials,2008,9(2):1-11.

[24]EIZADJOU M,DANESH M H,JANGHORBAN K. Mechanism of warm and cold roll bonding of aluminum alloy strips[J]. Materials & Design,2009,30(10):4156-4161.

[25]JAMAATI R,TOROGHINEJAD M R. Investigation of the parameters of the cold roll bonding(CRB) process[J]. Materials Science and Engineering:A,2010,527(9):2320-2326.

[26]HOSSEINI S A,HOSSEINI M,DANESH M H. Bond strength evaluation of roll bonded Bi-layer copper alloy strips in different rolling conditions[J]. Materials & Design,2011,32(1):76-81.

[27]AKRAMIFARD H R,MIRZADEH H,PARSA M H. Cladding of aluminum on AlSi 304L stainless steel by cold roll bonding:mechanism,microstructure,and mechanical properties[J]. Materials Science and Engineering:A,2014,613:232-239.

[28]祖國胤，王寧，于九明，等. 不銹鋼/碳鋼冷軋復(fù)合機(jī)理的研究[J].鋼鐵研究，2004,(4):32-34.

ZU G Y,WANG N,YU J M,et al. Research on bonding mechanism of composite cold rolling plate of stainless steel/steel[J].Research on Iron and Steel,2004,(4):32-34.

[29]MOVAHEDI M,KOKABI A H,SEYED R S M. Investigation on the bond strength of Al-1100/St-12 roll bonded sheets,optimization and characterization[J]. Materials & Design,2011,32(6):3143-3149.

[30]MOVAHEDI M,MADAAH-HOSSEINI H R,KOKABI A H. The influence of roll bonding parameters on the bond strength of Al-3003/Zn soldering sheets[J]. Materials Science and Engineering:A,2008,487(1-2):417-423.

[31]亢世江，呂玉申，陸軍芳.金屬冷壓焊結(jié)合機(jī)理的試驗(yàn)研究[J].機(jī)械工程學(xué)報(bào)，1999,35(2):78-81.

KANG S J,LV Y S,LU J F. Experimental investigation on joining mechanism of metal in cold welding[J]. Chinese Journal of Mechanical Engineering,1999,35(2):78-81.

[32]WOZNIAK H. The results of the so far performed investigations of Al-Cu butt cold pressure welding by the method of upsetting[J]. Archives of Civil and Mechanical Engineering,2009,9(1):135-145.

[33]ZEBARDAST M,KARIMI T A. The cold welding of copper to aluminum using equal channel angular extrusion(ECAE) process[J]. Journal of Materials Processing Technology,2011,211(6):1034-1043.

[34]LILLEBY A,GRONG ?,HEMMER H,et al. Experimental and finite element studies of the divergent extrusion process under conditions applicable to cold pressure welding of commercial purity aluminium[J]. Materials Science and Engineering:A,2009,518(1-2):76-83.

[35]YANG D K,XIONG J Y,HODGSON P,et al. Influence of deformation-induced heating on the bond strength of rolled metal multilayers[J]. Materials Letters,2009,63(27):2300-2302.

[36]SOLTAN A N M,HAERIAN A A. A study of joint quality of aluminum and low carbon steel strips by warm rolling[J]. Materials & Design,2009,30(4):1103-1109.

[37]JAMAATI R,TOROGHINEJAD M R. Effect of friction,annealing conditions and hardness on the bond strength of Al/Al strips produced by cold roll bonding process[J]. Materials & Design,2010,31(9):4508-4513.

[38]GOVINDARAJ N V,LAUVDAL S,HOLMEDAL B. Tensile bond strength of cold roll bonded aluminium sheets[J]. Journal of Materials Processing Technology,2013,213(6):955-960.

[39]EBBERT C,SCHMIDT H C,RODMAN D,et al. Joining with electrochemical support(ECUF):cold pressure welding of copper[J]. Journal of Materials Processing Technology,2014,214(10):2179-2187.

[40]陳翠欣，韓文祥，林成新. 雙金屬冷壓焊固相結(jié)合強(qiáng)度的分析和計(jì)算[J].金屬成形工藝，2001,19(2):8-9.

CHEN C X,HAN W X,LIN C X. Analysis and calculation of the bond strength of bimetal for cold welding[J].Metal Forming Technology,2001,19(2):8-9.

[41]LE H R,SUTCLIFFE M P F,WANG P Z,et al. Surface oxide fracture in cold aluminium rolling[J]. Acta Materialia,2004,52(4):911-920.

[42]ALIZADEH M,PAYDAR M H. Study on the effect of presence of TiH2particles on the roll bonding behavior of aluminum alloy strips[J]. Materials & Design,2009,30(1):82-86.

[43]溫立民，劉燕，楊永強(qiáng)，等.鋁銅異種金屬冷壓焊及其焊縫接頭顯微組織和性能[J].焊接技術(shù)，2007,36(3):18-20.

WEN L M,LIU Y,YANG Y Q,et al. Research on cold pressure welding of Al-Cu heterogeneous metal and microstructure and performances of its joint[J].Welding Technology,2007,36(3): 18-20.

[44]王小紅，唐荻，許榮昌，等. 鋁-銅軋制復(fù)合工藝及界面結(jié)合機(jī)理[J].有色金屬，2007,59(1):21-24.

WANG X H,TANG D,XU R C,et al. Al-Cu compound and bonding mechanism by rolling process[J]. Nonferrous Metals,2007,59(1):21-24.

[45]劉理. 銅/鋁復(fù)合板軋制工藝與理論研究[D].沈陽：東北大學(xué)，2006.

[46]ABBASI M,TOROGHINEJAD M R. Effects of processing parameters on the bond strength of Cu/Cu roll-bonded strips[J]. Journal of Materials Processing Technology,2010,210(3):560-563.

[47]OLIA H,ABBASI M,RAZAVI S H. Evaluation of diffusion and phase transformation at Ag/Al bimetal produced by cold roll welding[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China,2012,22(2):312-317.

[48]ZHANG W,BAY N. A numerical model for cold welding of metals[J]. CIRP Annals-Manufacturing Technology,1996,45(1):215-220.

[49]COOPER D R,ALLWOOD J M. The influence of deformation conditions in solid-state aluminium welding processes on the resulting weld strength[J]. Journal of Materials Processing Technology,2014,214(11):2576-2592.

[50]YAN H Z,LENARD J G. A study of warm and cold roll-bonding of an aluminium alloy[J]. Materials Science and Engineering:A,2004,385(1-2):419-428.

[51]SHENG L Y,YANG F,XI T F,et al. Influence of heat treatment on interface of Cu/Al bimetal composite fabricated by cold rolling[J]. Composites Part B:Engineering,2011,42(6):1468-1473.

[52]PENG J T,LIU Z Y,XIA P,et al. On the interface and mechanical property of Ti/Al-6%Cu-0.5%Mg-0.4%Ag bimetal composite produced by cold-roll bonding and subsequent annealing treatment[J]. Materials Letters,2012,74:89-92.

[53]戴雅康，王玉凱，劉丕家，等. 包覆焊接-拉拔法銅包鋁線冶金結(jié)合機(jī)理的探討[J].電線電纜，2013,(6):1-6.

DAI Y K,WANG Y K,LIU P J,et al. Mechanism study of clad-welding and drawing method for copper clad aluminum wire metallurgical bonding[J]. Electric Wire and Cable,2013,(6):1-6.

[54]趙正樹，戴雅康. 銅包鋁線退火工藝的試驗(yàn)研究[J].電線電纜，2011,(6):6-8.

ZHAO Z S,DAI Y K.Study of copper clad aluminum wire annealing technology[J].Electric Wire and Cable,2011,(6):6-8.

[55]王秋娜，劉新華，劉雪峰，等. 冷拉拔銅包鋁細(xì)絲的退火工藝與組織性能研究[J].材料工程，2008,(7):30-35.

WANG Q N,LIU X H,LIU X F,et al.Study on annealing process and microstructure and properties of cold-drawing copper cladding aluminum thin wires[J]. Journal of Materials Engineering,2008,(7):30-35.

[56]ABBASI M,KARIMI T A,SALEHI M T. Growth rate of intermetallic compounds in Al/Cu bimetal produced by cold roll welding process[J]. Journal of Alloys and Compounds,2001,319(1-2):233-241.

[57]HUG E,BELLIDO N. Brittleness study of intermetallic(Cu,Al) layers in copper-clad aluminium thin wires[J]. Materials Science and Engineering:A,2011,528(22-23):7103-7106.

Research Status on Interface Bonding Mechanisms and Strength of Cold Pressure Welding

WANG Yan-song，LI Wen-ya，YANG Xia-wei，F(xiàn)U Ying

(State Key Laboratory of Solidification Processing，Northwestern Polytechnical University，Xi’an 710072,China)

Solid state welding(SSW) has been increasingly applied in advanced metallic materials because of its outstanding advantages. Cold pressure welding(CPW), as a special SSW process, its interface bonding mechanisms and strength prediction are two difficult problems that have been puzzled the researchers for a long time. This paper reviewed the research status on the interface bonding mechanisms of CPW, emphatically discussed the influencing factors and prediction models of the interface bonding strength of CPW. It is pointed out that further research work on interface bonding mechanisms should overall consider the influences caused by diffusion, recrystallization and dislocation, while, building interface bonding strength models should overall consider the functions of deformation degree, deformation velocity and deformation temperature.

cold pressure welding;cold rolling;film theory;bonding mechanism;bonding strength

凝固技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室自主課題資助項(xiàng)目(108-QP-2014)；中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助項(xiàng)目(3102014JC02010404)

2015-08-01;

2016-01-04

李文亞(1976—)，男，教授，博士生導(dǎo)師，主要從事冷噴涂及摩擦焊接技術(shù)方面的研究工作，聯(lián)系地址：陜西省西安市友誼西路127號西北工業(yè)大學(xué)材料學(xué)院(710072)，E-mail:liwy@nwpu.edu.cn

10.11868/j.issn.1001-4381.2016.04.018

TG44

A

1001-4381(2016)04-0119-12