（南昌航空大學(xué) 輕合金加工科學(xué)與技術(shù)國防重點學(xué)科實驗室，南昌 330063）

鋁合金和鈦合金由于其比強(qiáng)度高、耐腐蝕和耐高溫等性能優(yōu)良而被廣泛應(yīng)用于汽車制造、航天航空工業(yè)[1]。鈦和鋁的物理性質(zhì)如導(dǎo)熱系數(shù)、熔點、晶體結(jié)構(gòu)差別很大，另外鈦在加熱時和冷卻時易發(fā)生脆化，使用常規(guī)的熔焊方法實現(xiàn)Ti和Al的焊接有很大的難度[2]。

如今研究Ti/Al異種金屬焊接工藝較先進(jìn)的研究機(jī)構(gòu)有美國國家航空航天局、烏克蘭巴頓焊接研究所和美國國家航空航天局[3]。國外鈦鋁復(fù)合構(gòu)件己在航空航天領(lǐng)域上得到廣泛應(yīng)用，然而我國至今還沒有較為成熟的Ti/Al異種金屬的焊接工藝。目前國內(nèi)外學(xué)者分別采用攪拌摩擦焊技術(shù)[4—5]、超聲波焊技術(shù)[6—7]、激光焊技術(shù)[8]、擴(kuò)散焊技術(shù)[9—10]和真空釬焊技術(shù)[11—12]等手段實現(xiàn)了鈦/鋁異種金屬的焊接。

微電阻點焊作為微連接工藝中的一種，原理與常規(guī)電阻點焊相似，都是利用電流通過接頭的接觸面形成的電阻熱進(jìn)行焊接的方法。微電阻點焊主要應(yīng)用在電子元件和醫(yī)療器械方面[13]。文中通過研究Ti/Al異種金屬微電阻焊焊接工藝參數(shù)對組織性能的影響，獲得焊接工藝與組織性能的相互關(guān)系，對微電阻點焊的研究具有一定的學(xué)術(shù)價值。

1 實驗

實驗材料選用的2A12鋁合金為0.2 mm薄片，TC4鈦合金為0.2 mm退火態(tài)薄片?；瘜W(xué)成分見表1和表2。TC4合金與2A12鋁合金的微電阻點焊，采用搭接的方式進(jìn)行焊接。采用線切割將母材加工成25 mm×5 mm×0.2 mm的試樣。焊前用化學(xué)清洗去除待焊面氧化膜，并用丙酮超聲波清洗。電極材料選用鉻鋯銅合金，電極頭端面直徑為3.2 mm。實驗的工藝參數(shù)見表3。借助金相觀察、SEM等方法，對接頭顯微組織、相組成以及元素分布進(jìn)行研究，并通過測量接頭剪切強(qiáng)度，對接頭力學(xué)性能進(jìn)行研究。

表1 TC4鈦合金的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Tab.1 Chemical compositions of TC4 titanium alloy(mass fraction) %

表2 2A12鋁合金的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Tab.2 Chemical compositions of 2A12 aluminum alloy(mass fraction) %

表3 實驗工藝參數(shù)Tab.3 Parameter range of AC micro RSW machine

2 實驗結(jié)果與分析

2.1 工藝參數(shù)對焊點拉剪力的影響

焊接時間為10 ms時，保持電極壓力為110 N，改變焊接電流(3.5～4.5 kA)。不同的焊接電流下接頭的橫截面形貌見圖1，可知，熔核尺寸隨著電流的增加而增大。焊接電流為4 kA時，熱輸入量較小，焊核偏向鈦合金一側(cè)，主要是由于鈦、鋁兩薄板之間的熱導(dǎo)率和電導(dǎo)率相差很大，熔核自然向著析熱多、散熱慢的一側(cè)移動。熔核與鋁側(cè)交界處不均勻，焊核如“鉗子”一樣嵌入鋁側(cè)界面。當(dāng)焊接電流為4.2 kA時，熔核在鋁側(cè)也逐漸長大，熔核與鋁側(cè)界面凹凸不平，熔核輪廓可以觀察到較為明顯的塑性環(huán)。當(dāng)焊接電流為4.5 kA時，隨著電流增加熱輸入量增大，熔核沿著橫向生長，熔核的輪廓變?yōu)椴灰?guī)則的長方形，熔核與鋁側(cè)的界面變得相對平整。

圖1 焊接電流對接頭橫截面形貌影響Fig.1 Effect of welding current on cross section morphology of joint

不同焊接電流下接頭抗拉剪力大小變化規(guī)律見圖2?？芍宇^力學(xué)性能的變化為隨著焊接電流的增大先增大后減小，焊接電流為4.2 kA時，接頭抗剪切強(qiáng)度達(dá)到最大值112.97 N。此外，熔核直徑也隨著焊接電流的增大呈增大趨勢。分析得出，焊接熱輸入隨著焊接電流增加而增加，熔核尺寸隨之長大。焊接電流過大時，焊核中心溫度增大，熔核的冷卻速度減小，高溫停留時間延長，致使晶粒粗化，導(dǎo)致接頭的抗拉剪力有所下降。

圖2 焊接電流對焊點拉剪力的影響Fig.2 Effect of welding current on tensile shear load of joint

焊接電流為4.2 kA時，保持焊接時間為10 ms，改變電極壓力(110～200 N)。不同電極壓力下接頭橫截面形貌見圖3，可知，焊核尺寸隨著電極壓力的增大呈減小趨勢。分析認(rèn)為，電極壓力的增大使得接觸面積增大，電流密度減小從而導(dǎo)致熱輸入減少。當(dāng)電極壓力為110 N時可以觀察到焊核尺寸較大，熔核輪廓為不規(guī)則長方形，焊核與兩側(cè)金屬的界面也較為平整。電極壓力增大為160 N時熔核尺寸減小。當(dāng)電極壓力增大到200 N時，焊核尺寸急劇減小。焊核輪廓呈“釘子”狀，焊核偏向鈦一側(cè)。焊核與鋁側(cè)界面凹凸不平，在鋁側(cè)界面可以觀察到橢圓形的島狀顆粒。

不同電極壓力下接頭抗拉剪力大小變化規(guī)律見圖4。抗拉剪力隨著電極壓力的增大而減小。在電極壓力為110 N時，接頭達(dá)到最大值125.82 N，電極壓力增大為128 N時，接頭抗拉剪力急劇下降為85.64 N，隨后隨著電極壓力增大，接頭的抗拉剪力趨于平穩(wěn)。當(dāng)電極壓力增大到200 N時，接頭的抗拉剪力再次急劇減小到52.16 N。分析得出，改變電極壓力會改變接頭接觸面積以及接觸電阻，從而影響了點焊接頭抗剪切性能。當(dāng)電極壓力小于110 N時，點焊時會產(chǎn)生較大飛濺。當(dāng)電極壓力增大時，電極頭和工件接觸面積增大，焊接電流的密度減小，從而延遲了熔核的形核與成長。另外隨著電極壓力增大，工件之間的接觸面積增大，接觸電阻減小，致使熱輸入量降低，所以，隨著電極壓力的增大，接頭抗拉剪力下降。

圖3 電極壓力對接頭橫截面形貌影響Fig.3 Effect of electrode force on cross section morphology of joint

圖4 電極壓力對焊點拉剪力的影響Fig.4 Effect of electrode force on tensile shear load of joint

焊接電流為4.2 kA時，保持電極壓力為110 N，改變焊接時間(8～12 ms)。不同焊接時間下接頭橫截面的形貌見圖5，可知，焊核的尺寸隨著焊接時間增加變化不是很大。當(dāng)焊接時間為8 ms時，焊核偏向鈦一側(cè)，焊核與鋁一側(cè)界面不均勻，可以觀測到右邊鋁側(cè)界面形成了一小塊新的焊核。當(dāng)焊接時間為10 ms時，焊核與鋁側(cè)的界面變得平整，焊核左側(cè)有一道細(xì)小的裂紋。當(dāng)焊接時間為12 ms時，鈦一側(cè)的焊核尺寸相對減小，焊核的整體形貌并未出現(xiàn)較大改變。

不同焊接時間下接頭抗拉剪力大小變化規(guī)律見圖6，可以看出焊點的抗拉剪力隨著焊接時間的延長變化并不顯著，在焊接時間為10 ms時，接頭達(dá)到最大值110.18 N。

2.2 不同斷裂機(jī)制的斷口微觀形貌分析

在Ti/Al微電阻點焊試驗中，接頭有兩種斷裂形式，沿熔核中心斷裂和紐扣狀斷裂。紐扣斷裂的點焊接頭斷口 SEM 見圖7，點焊的熔核依附在鈦合金一側(cè)。圖7b為圖7a中A區(qū)域的放大圖，可以觀察到較為明顯的滑移臺階，由此可知焊核上部區(qū)域呈現(xiàn)滑移分離的特征。圖7c為圖7a中B區(qū)域的放大圖，可以觀察到大小不一的呈拋物線狀的卵形韌窩，說明右側(cè)焊核呈現(xiàn)韌性斷裂特征。綜上所述，紐扣狀斷裂的接頭，其斷裂特征為韌性斷裂。

圖5 焊接時間對接頭橫截面形貌影響Fig.5 Effect of welding time on cross section morphology of joint

圖6 焊接時間對焊點拉剪力的影響Fig.6 Effect of welding time on tensile shear load of joint

圖7 紐扣狀斷裂的斷口微觀形貌Fig.7 Micromorphology of button fracture

圖8 沿熔核中心斷裂的斷口微觀形貌Fig.8 Fracture micromorphology along the core fracture

沿熔核中心斷裂的SEM見圖8，由圖8a可以觀察到熔核中心區(qū)域有鋁側(cè)母材拔出后的孔洞。圖8b為圖8a中A區(qū)域的放大圖，可以觀察到較為明顯的臺階狀斷面，由此可知熱影響區(qū)呈脆性斷裂特征。圖8c為焊核中心區(qū)域的放大圖，可觀察到大小不一的韌窩。由此可知焊核中心區(qū)域呈韌性斷裂特征。焊接過程中，焊核中心區(qū)域溫度最高，接頭發(fā)生冶金結(jié)合，在剪切應(yīng)力的作用下該區(qū)域為主要承載區(qū)域。熱影響區(qū)在焊接過程中熱量較少，力學(xué)性能較差，在剪切應(yīng)力下最先斷裂，在持續(xù)施加的剪切力作用下，熔核中心撕裂并形成鋁合金拔出的孔洞。綜上所述，沿熔核中心斷裂的斷口在熔核中心處表現(xiàn)為韌性斷裂的特征，在熱影響區(qū)則表現(xiàn)為脆性斷裂的特征。

2.3 焊點微觀形貌分析

焊接電流為4.2 kA、電極壓力為110 N、焊接時間為10 ms的接頭微觀形貌見圖9。圖9a為放大200倍的接頭橫截面形貌，圖9b為接頭熔核頂部的微觀組織形貌，可知，遠(yuǎn)離熔核中心靠近鋁母材側(cè)的區(qū)域，由于鋁側(cè)母材散熱較好，組織為等軸晶以及細(xì)小的柱狀晶，晶粒較小?？拷酆酥行牡膮^(qū)域為較大的柱狀枝晶。圖9c為接頭熔核底部靠近電極區(qū)域的微觀組織形貌。因為電極散熱作用，晶粒以等軸樹枝晶形態(tài)垂直于熔核邊緣生長，靠近熔核邊緣的區(qū)域由于接近電極頭散熱較快，晶粒尺寸更為細(xì)小，由圖9c觀察到晶粒整體垂直于熔核邊緣生長，遠(yuǎn)離邊緣區(qū)域的晶粒有著不同的聯(lián)生生長方向，據(jù)分析是因為在凝固過程中，不同區(qū)域溶質(zhì)濃度各異，形成成分過冷，致使各個區(qū)域最優(yōu)成長方向各異。圖9d為熔核中心區(qū)域微觀組織形貌，圖9d中B區(qū)域為熔核的中心區(qū)域，該區(qū)域由于散熱較差導(dǎo)致晶粒較粗，稍微遠(yuǎn)離中心A區(qū)域的晶粒較為細(xì)小。

圖9 接頭微觀形貌Fig.9 Micromorphology of joint

3 結(jié)論

1) 采用微電阻點焊實現(xiàn)了0.2 mm厚的2A12合金與TC4合金的連接，當(dāng)焊接電流為4.2 kA、電極壓力為110 N、焊接時間為10 ms時，取得最大剪切強(qiáng)度125.82 N。

2) 接頭在拉剪試驗中沿結(jié)合面中心斷裂和紐扣狀斷裂兩種斷裂機(jī)制。沿熔核中心斷裂的斷口在熔核中心處表現(xiàn)為韌性斷裂特征，在熱影響區(qū)處表現(xiàn)為脆性斷裂特征。紐扣狀斷裂的斷口可以觀測到滑移分離的特征以及大量的卵形韌窩，斷裂特征為韌性斷裂。

3) 遠(yuǎn)離熔核中心靠近鋁母材側(cè)的區(qū)域由于鋁側(cè)母材散熱較好，晶粒較為細(xì)小，靠近熔核中心區(qū)域晶粒粗大。