（湖南大學汽車車身先進設計制造國家重點實驗室，長沙 410082）

輕量化是航空制造領域重要的發(fā)展方向，鋁合金在減輕重量、降低能耗、提高性價比等方面具有獨特優(yōu)勢，因而在機翼、骨架、外殼、尾翼、油箱等航空器材關鍵位置廣泛應用[1]。然而，鋁合金由于還原性強、熱導率高、線膨脹系數(shù)大等特點，當使用如鎢極氬弧焊(TIG)、熔化極氬弧焊(MIG)、電弧焊等熔化焊接方法時，往往導致氣孔、夾渣、裂紋、熱影響區(qū)軟化等缺陷[2]，導致接頭性能與可靠性下降；與熔焊相比，攪拌摩擦焊基于固相焊接原理，有效解決了上述問題，提升了鋁合金焊接質量，但仍面臨焊接速度低、焊件夾持要求高、攪拌頭適應性差、損耗快、焊縫末端孔洞殘留[3]等問題。

磁脈沖焊接(Magnetic pulse welding，MPW)技術是一種固相壓力焊接技術[4]，通過電磁力驅動材料發(fā)生高速塑性變形并發(fā)生碰撞，形成牢固的焊接接頭。磁脈沖焊接原理與爆炸焊類似，但是通過電磁力替代爆炸物做功，焊接更安全且更易控制。焊接過程無熱輸入，無需輔料及保護氣體，焊接一瞬間完成，是一種高效綠色的焊接方法。磁脈沖焊接的驅動電磁力對材料導電性要求較高，因而非常適合鋁合金材料的焊接[5–6]。國內(nèi)外開展了大量關于磁脈沖焊接的研究，涉及到鋁–鋁、鋁–鋼、鋁–銅、銅–鋼[7–10]等多種材料組合，均獲得了優(yōu)異的焊接接頭。然而，為了滿足磁脈沖焊接必要的沖擊過程，兩個待焊部件之間必須留有間隙，目前研究大多在部件之間放置絕緣體來實現(xiàn)，焊接形式多采用如管管套合、管桿套合、板板搭接[11–13]等搭接形式，這給工業(yè)實施生產(chǎn)帶來諸多不便。為了克服這一問題，Manogaran等[14]提出了一種磁脈沖點焊(Magnetic pulse spot welding，MPSW)技術方法，通過在板件待焊位置沖壓凹槽形成焊接間隙，對AA11199和EN335鋁–鋼板件進行了初步焊接探索。

磁脈沖點焊不僅解決了焊接間隙問題，同時以點焊形式實現(xiàn)鋁合金的焊接，更有利于復雜結構的焊裝，具有柔性高、適應性好、小巧美觀等優(yōu)點。目前關于鋁合金磁脈沖點焊的研究尚未成熟，基于此，本文采用磁脈沖點焊的方法，以5052 鋁合金薄板為研究對象，進行不同焊接間隙下的磁脈沖點焊工藝試驗，研究鋁合金材料在磁脈沖焊接過程中的運動變形規(guī)律，探究磁脈沖點焊接頭組織特征和力學性能變化。

試驗及方法

1 試驗設備及磁脈沖點焊原理

磁脈沖點焊試驗在由德國PST公司生產(chǎn)的電磁脈沖發(fā)生器和自主設計的板件焊接試驗平臺上進行，磁脈沖焊接設備及磁脈沖點焊原理如圖1所示。在焊接設備及電路原理圖1（a）中，電磁脈沖發(fā)生器最大放電電壓為16kV，額定電容為408μF，放電能量0～48kJ 連續(xù)可調(diào)。該發(fā)生器首先通過變壓器與整流器將380V交流電轉換為直流電對電容器組C進行充電，當電容器組達到設定電壓值后觸發(fā)高壓開關，通過放電回路將焊接電流IC(t)釋放于板件焊接線圈，IC(t)是一種時變高頻衰減電流，電流峰值達數(shù)百kA，電流頻率達數(shù)十kHz。焊接線圈安裝在板件焊接試驗平臺上，通過低電感同軸電纜與發(fā)生器連接。

圖1 磁脈沖焊接設備及磁脈沖點焊原理圖Fig.1 Schematic diagram of magnetic pulse welding equipment and magnetic pulse spot welding

圖1（b）所示為磁脈沖點焊的工藝原理：（1）首先在待焊板件(基板)局部沖壓形成凹槽，與另一焊接板件（飛板）搭接放置于焊接線圈之上，焊接件與焊接線圈之間隔有一層絕緣膠布；（2）放電電流IC(t)通過線圈表面時，在焊接區(qū)域產(chǎn)生集中的高頻時變磁場Bm，并在飛板表面產(chǎn)生感應渦電流，該電流與線圈表面電流方向相反，根據(jù)電磁力學原理，線圈和飛板之間產(chǎn)生巨大的電磁互斥力Fm；（3）電磁力Fm驅動飛板發(fā)生高速塑性變形并向基板運動，在材料表面碰撞處產(chǎn)生劇烈塑性流動并形成射流，破壞清洗金屬表面的氧化層與雜質，最終兩清潔表面在高壓條件下形成冶金結合。

表1 5052鋁合金化學元素組成（質量分數(shù)）Table1 Chemical composition of 5052 aluminum alloy %

2 材料及工藝試驗

試驗材料為AA5052 鋁合金板材，具有中高強度、良好的抗疲勞性和耐蝕性，因而在航空機體制造中得到了廣泛的應用，其化學成分如表1所示。試樣板材長度為100mm，寬度為35mm，厚度為1mm。焊接采用搭接形式，搭接區(qū)域尺寸為35mm×35mm。除材料自身特性外，焊接能量E和焊接間隙D是影響磁脈沖焊接的主要工藝參數(shù)，試驗的焊接能量為30kJ；在基板搭接區(qū)域中央通過沖壓形成底部直徑為15mm的圓臺形凹槽作為點焊區(qū)域，焊接間隙D通過改變凹槽沖壓深度進行控制，D=0.9/1.2/1.5mm，如圖2所示。鋁合金點焊試驗將在3種焊接間隙條件下開展，焊前清理毛刺并進行簡單清洗，并進行3 組重復性試驗。

3 板料變形運動速度測試

焊接間隙為點焊區(qū)域的飛板運動提供變形空間，不同焊接間隙導致焊接碰撞速度的差異。飛板在變形運動過程中的信息可通過光子多普勒速度測量(Photonic doppler velocimetry，PDV)系統(tǒng)獲取。PDV技術是一種非接觸式速度測量技術，基于物體運動產(chǎn)生的光學多普勒效應實現(xiàn)對物體的速度測試。試驗所用設備的測速范圍為0～1000m/s，設備系統(tǒng)包括終端處理器、示波器、測速儀、激光器及激光探頭。激光探頭安裝于測速工裝正上方，測量點為點焊區(qū)域中間點，測量飛板運動距離為1.5mm，測速裝置如圖3所示。

圖2 磁脈沖點焊材料準備Fig.2 Preparation of magnetic pulse spot welding material

圖3 PDV測速試驗設備及原理示意圖Fig.3 PDV speed measuring test equipment and schematic diagram

4 搭接接頭拉伸試驗

采用Instore 5985 萬能拉伸試驗機在室溫條件下對鋁合金磁脈沖點焊接頭進行拉伸試驗，拉伸速率為2 mm/min，并在拉伸試驗過程中拍攝試樣的斷裂過程。為了減小搭接結構試件在拉伸過程中產(chǎn)生的彎矩，在試件夾持部位疊放與板件等厚的鋁合金墊片。

5 焊接界面微觀分析

對于焊后樣件，采用線切割沿焊接件長度方向制取點焊區(qū)域試樣，依次進行鑲樣、打磨、拋光和腐蝕處理，采用Keller 試劑進行界面腐蝕，腐蝕時間為30s。制樣完成后通過光學顯微鏡、偏光顯微鏡、掃描電子顯微鏡(SEM)等手段觀察分析焊點橫截面形貌、焊接界面特征、母材金相組織以及拉伸斷口。

結果與討論

1 磁脈沖點焊接頭宏觀行為分析

合適的碰撞速度是形成焊接接頭的必要條件，速度過低導致漏焊或焊接失敗，速度過高則會產(chǎn)生焊接缺陷[15]。在放電能量一定的情況下，流經(jīng)線圈的焊接電流保持不變，驅動飛板變形的電磁力也保持不變。因此通過測量飛板在0～1.5mm 距離內(nèi)的運動，可以獲取不同焊接間距下的飛板速度，該速度將用于磁脈沖點焊碰撞速度的評估。圖4為PDV系統(tǒng)測速完成后的數(shù)據(jù)處理結果。通過對激光頻率變化的分析處理，得到圖4（a）所示的飛板運動速度–時間曲線，在0～6μs階段，曲線為波動較小的平直段，說明飛板幾乎沒有運動，這是由于初始階段焊接電流較小，所產(chǎn)生的電磁力不足以使材料屈服，產(chǎn)生變形運動；在6～15μs階段，曲線呈上升趨勢，且曲線斜率逐漸增大，這說明隨著電流增大，電磁力增大并驅使飛板變形運動，飛板速度增加；在接近15μs時刻，曲線斜率出現(xiàn)減小趨勢，這與電磁力開始衰減、飛板遠離線圈磁場以及變形抗力增加有關。通過圖4（a）中速度對時間的積分處理，得到圖4（b）所示飛板運動的位移–速度曲線，飛板速度隨焊接間隙的增大而增大。圖4（b）中A、B、C點分別為焊接間隙為0.9mm、1.2mm和1.5mm時的飛板速度，分別達到了320.5m/s、361m/s和395.3m/s，三者相差較大。焊接間隙的變化導致沖擊速度的差異，較大的間隙為飛板提供了更大的加速空間，飛板變形增大，碰撞速度提高。

圖5所示為5052 鋁合金磁脈沖點焊焊接件以及點焊橫截面的宏觀形貌。可以看出，搭接處中央焊點正面為下凹形態(tài)，反面為凸起形態(tài)，焊接件整體表面質量良好，無損傷，無明顯變形。將試件沿焊接件長度方向截開，觀察焊接件的斷面情況?？梢园l(fā)現(xiàn)不同焊接間距下的焊接接頭材料均未發(fā)生明顯減薄。焊接區(qū)域可從宏觀形貌上分為中間平直區(qū)和兩側圓角變形區(qū)，中間平直區(qū)域母材連接緊密，此處為焊合部位；而在兩側圓角區(qū)域發(fā)現(xiàn)明顯縫隙，表現(xiàn)為材料變形貼合，此處為未焊合部位。隨著焊接間隙的增加，飛板加速空間增大，但焊接間隙過大時，未焊合部位母材之間的縫隙相應增加，使得飛板對凹坑的填充程度較小，這是由于材料流動有限不足以完全貼合所致。

圖4 PDV測速系統(tǒng)后處理曲線圖Fig.4 PDV velocity measurement system post-processing curve

圖5 焊接件外觀與橫截面宏觀形貌Fig.5 Appearance of welding parts and cross-section macroscopic morphology

2 點焊接頭力學性能分析

不同焊接間距下的點焊接頭典型的準靜態(tài)剪切拉伸試驗結果如圖6所示。3種接頭拉伸曲線在彈性階段基本重合，峰值拉伸載荷與伸長量差異明顯。峰值拉伸載荷隨焊接間隙的變化而變化，當焊接間隙為0.9mm和1.5mm時，焊接接頭拉伸載荷峰值較為接近，分別為3428N和3381N。焊接間隙為1.2mm時，焊接接頭強度最高，最大拉伸載荷為4006N，相比前兩者分別提高了16.9%和18.5%；對于接頭伸長量，3種接頭在達到最大拉伸力后發(fā)生了不同形式的斷裂失效，分析拉伸載荷峰值對應的接頭伸長量后發(fā)現(xiàn)，焊接間隙為0.9mm、1.2mm和1.5mm所對應的最大伸長量分別為1.1mm、3.0mm和1.5mm，焊接間隙為1.2mm的接頭伸長量仍為最大，比0.9mm和1.5mm 焊接間隙下的點焊接頭提高了173%和100%，表現(xiàn)出良好的塑性；對于接頭韌性，可通過拉伸曲線從初始到峰值部分與橫軸所包圍的面積對應接頭破壞前的吸能來表征，焊接間隙為1.2mm的接頭在失效破壞前吸收能為10.5J，比0.9mm和1.5mm 焊接間隙下的點焊接頭分別提高了233%和145%。因此，1.2mm的焊接間隙下使焊接得到了合適的沖擊速度，焊接間隙為0.9mm和1.5mm的接頭，在強度與韌塑性方面表現(xiàn)較差，都不足以形成耐用的焊縫接頭。

圖6 不同焊接間隙磁脈沖點焊接頭的剪切拉伸曲線Fig.6 Shear tensile curves of magnetic pulse spot welded joints with different welding standoff distances

通過研究不同焊接間距的點焊接頭拉伸過程，進一步探究磁脈沖點焊失效機理。如圖7所示，焊接件受載后初始階段均受到純剪載荷，隨著拉伸進行，接頭以焊點為軸心發(fā)生一定程度偏轉，所受剪切力轉變?yōu)槔魪秃?，最終表現(xiàn)為兩種失效模式：（1）焊點界面失效；（2）焊點拉拔失效。隨著焊接間隙的不斷增大，磁脈沖點焊接頭的失效模式從焊點脫落失效轉變?yōu)楹更c拉拔失效。其中，焊接間距為0.9mm和1.2mm時，焊接接頭表現(xiàn)為焊點界面失效，當接頭失效時，基板與飛板脫離，并在焊接母材表面留下明亮的橢圓形焊縫，該斷口進一步表明焊接區(qū)域的非完整性；焊接間距為1.5mm時，焊接接頭表現(xiàn)為拉拔失效，飛板母材沿著焊點邊緣撕裂。相比于其他點焊工藝，如電阻點焊，較為理想的失效模式是拉拔失效，即焊核周圍材料發(fā)生的韌性斷裂。而在本文研究中，表現(xiàn)為焊點拉拔失效的點焊接頭雖然保持了焊點的完整性，但是焊接件受拉伸時焊點周圍母材首先發(fā)生撕裂，表現(xiàn)為較低的峰值載荷與伸長量，導致接頭強度與韌性等性能表現(xiàn)不佳，因此該失效模式不宜作為磁脈沖點焊的期望失效模式。

3 焊接界面微觀形態(tài)分析

對3種焊接間隙下的點焊樣品橫截面進一步探究，采用光學顯微鏡觀察焊點截面平直區(qū)內(nèi)的微觀形貌，得到圖8所示的焊接界面放大圖?？梢园l(fā)現(xiàn)，在平直區(qū)內(nèi)母材并非完全焊合，僅在左右兩側a、b區(qū)域內(nèi)有焊縫，其余區(qū)域為緊密貼合，因此可將點焊焊接區(qū)分為3個部分：中心未焊合區(qū)、兩側焊合區(qū)和圓角貼合區(qū)。磁脈沖焊接界面的離散特性在多項研究中均有發(fā)現(xiàn)，這是由于磁脈沖焊接需要在一定碰撞角度下才能形成焊合。對左右兩側a、b區(qū)域內(nèi)的焊縫長度進行測量，得到0.9mm/1.2mm/1.5mm點焊間隙下的焊縫長度，可發(fā)現(xiàn)兩側焊縫長度相近，3種間距下的焊縫平均長度分別為751.0μm、835.5μm和901.5μm，隨著點焊間隙由0.9mm 增大到1.5mm，點焊接頭的焊合長度也隨之增加，其增長比例分別為11.3%和7.9%。因此，由點焊間隙增加帶來的碰撞速度增大有利于有效焊合長度的增加，對提升點焊接頭性能具有積極作用。

圖7 磁脈沖點焊試件準靜態(tài)剪切拉伸失效形式Fig.7 Quasi-static shear tensile failure form of magnetic pulse spot welding specimens

圖8 不同點焊間隙接頭焊縫長度Fig.8 Weld lengths of joints with different magnetic pulse spot welding gaps

圖9 磁脈沖點焊接頭金相組織圖Fig.9 Metallographic structure of magnetic pulse spot welding joints

在磁脈沖點焊過程中，伴隨飛板與基板碰撞形成焊點的同時，飛板變形并填充焊接間隙。為了進一步研究飛板在高速塑性變形過程中的材料行為，選取1.2mm 焊接間距的點焊試樣為典型樣本，進行陽極覆膜后通過偏光顯微鏡觀察，得到點焊接頭金相組織形貌如圖9所示。由于磁脈沖點焊接頭具有良好的對稱性，因此僅對點焊接頭左側部分進行分析。將點焊接頭左側截面分為3 部分：中心未焊合區(qū)、焊合區(qū)和圓角貼合區(qū)?？梢钥吹剑行奈春负蠀^(qū)的飛板晶粒相比圓角貼合區(qū)和焊合區(qū)較大，且未發(fā)生明顯的塑性變形，與母材保持一致；圓角處的晶粒則沿著板料方向有所拉長，如圖9中虛線標識所示，這是由于板料在填充焊接間隙時拉伸變形所致；焊合區(qū)飛板與基板在靠近焊縫區(qū)的晶粒發(fā)生了更為明顯的塑性變形，焊縫兩側母材晶粒沿焊縫擠壓變形，晶粒致密度增加，且變形移動方向與焊接碰撞方向一致，這說明在焊縫附近的母材發(fā)生了劇烈的塑性變形，晶粒受沖擊作用發(fā)生剪切滑移。

圖10 磁脈沖點焊接頭斷口形貌Fig.10 Fracture morphology of magnetic pulse spot welding joints

對力學性能表現(xiàn)最佳的1.2mm間距焊接接頭斷口進行研究，通過掃描電子顯微鏡(SEM)觀察磁脈沖點焊斷口形貌，如圖10所示?？梢钥闯?，裂紋通過聚結的微孔擴展，并在斷口上形成了韌窩結構，表明接頭具有較好的塑性，以韌性斷裂為主。圖10（a）、（b）處為母材粘黏，主要分布于焊縫左側與下方。圖10（c）和10（d）分別是點焊接頭焊縫斷口的中部和右側微觀形貌，其中圖10（c）以等軸韌窩為主，圖10（d）以呈上拋物線的剪切韌窩為主。不同韌窩類型表明磁脈沖點焊接頭在剪切過程中有著不同的應力狀態(tài)。點焊接頭在拉伸初始階段主要受到剪切應力，此時接頭上的彎矩和產(chǎn)生的撓度較小。隨著載荷增大，焊縫從兩端向中心逐漸發(fā)生斷裂，同時接頭的彎矩和偏轉角逐漸增大，導致受到的正應力的比例逐漸提高。因此，在正應力的作用下，焊縫中心聚結了均勻生長的微孔，在斷口上形成圓形的等軸韌窩。

結論

本研究采用磁脈沖點焊(MPSW)完成3種不同焊接間隙的5052 鋁合金薄板焊接，對材料的飛板變形運動、剪切拉伸性能以及焊縫微觀界面等進行了分析和研究，揭示了焊接間隙對磁脈沖點焊接頭性能的影響機理，對鋁合金薄板磁脈沖點焊技術在航空制造領域的應用進行了初步探索。結論總結如下：

（1）焊接間隙對磁脈沖點焊的直接影響體現(xiàn)在飛板運動速度與焊合長度方面，在本文所研究的3種焊接間距下，飛板速度和接頭的焊合長度與焊接間隙具有正相關關系，從0.9mm 到1.5mm 焊合長度的增長比分別為11.3%和7.9%。

（2）當焊接間距從0.9mm 增大到1.5mm時，磁脈沖點焊接頭的失效模式從焊點界面失效轉變?yōu)槔问В休d力則表現(xiàn)為先增后降的特點。

（3）在3種焊接間距研究中，當間距為1.2mm時，接頭在承載峰值力和接頭伸長量指標上最高，具有良好的強度、塑性和韌性力學性能表現(xiàn)。