張 軍， 程和法， 秦曉雄,徐 通

合肥工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，安徽 合肥 230009

釬焊工藝制備泡沫鋁/鋁夾芯板及其力學(xué)行為研究

張 軍， 程和法， 秦曉雄,徐 通

合肥工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，安徽 合肥 230009

在純氮?dú)獗Ｗo(hù)下，對泡沫鋁及3003型面板開展了焊接溫度為605 ℃保溫時(shí)間為10 min的釬焊實(shí)驗(yàn)，采用金相觀察、三點(diǎn)彎曲實(shí)驗(yàn)等分析測試方法，對泡沫鋁/鋁夾芯板的焊縫處的微觀組織、界面結(jié)合、力學(xué)性能及斷裂失效機(jī)理展開研究．結(jié)果表明：在605 ℃保溫10 min的條件下，釬料與母材實(shí)現(xiàn)了良好的冶金結(jié)合，焊縫中心組織主要由初生α-Al基體及針狀共晶Si組成；泡沫鋁/鋁夾芯板在三點(diǎn)彎曲變形過程中會經(jīng)歷彈性、坍塌和失效三個(gè)變形階段，其斷裂機(jī)理屬于芯層剪切斷裂，而雙側(cè)焊接方式可以有效提高泡沫鋁/鋁夾芯板的受力載荷．

泡沫鋁；釬焊；微觀組織；三點(diǎn)彎曲；斷裂機(jī)理

泡沫鋁是一種由氣泡和鋁質(zhì)隔膜形成的輕質(zhì)、多孔的新型工程材料，它兼具結(jié)構(gòu)和功能雙重作用，其相對密度小、比表面積大，具有吸聲隔音、電磁屏蔽、能量吸收和緩沖減振等諸多優(yōu)良性能，被廣泛應(yīng)用在航空航天、國防軍工、建筑、交通運(yùn)輸?shù)阮I(lǐng)域中[1-4]．但泡沫鋁自身的強(qiáng)度較低，作為結(jié)構(gòu)材料時(shí)通常需要與強(qiáng)度更高的致密金屬組成復(fù)合構(gòu)件使用，才能實(shí)現(xiàn)在一定載荷條件下的優(yōu)良力學(xué)性能．目前，對于泡沫鋁/鋁夾芯板的制備工藝，傳統(tǒng)的制備方法有膠粘、軋制-包覆工藝、熱噴涂等[5]．采用膠粘工藝制備的泡沫鋁/鋁夾芯板，黏合部位不耐高溫、不耐酸堿腐蝕且易老化，作為關(guān)鍵結(jié)構(gòu)件難以滿足復(fù)雜工況條件下的應(yīng)用[6-7]．軋制-包覆工藝需要在發(fā)泡預(yù)制板上包覆面板，然后進(jìn)行發(fā)泡處理，影響因素較多難以控制且工藝復(fù)雜．熱噴涂法雖然可以制備外表美觀的泡沫鋁/鋁夾芯板，但是對設(shè)備的精度要求較高．因此，為解決傳統(tǒng)制備工藝的缺陷，研發(fā)一種新型、高效的泡沫鋁/鋁夾芯板生產(chǎn)工藝就顯得尤為重要．

焊接作為一種傳統(tǒng)的金屬結(jié)合方法，是實(shí)現(xiàn)同種金屬或異種金屬間連接的有效方式．有關(guān)泡沫鋁焊接工藝的研究，國外學(xué)者也進(jìn)行了一些探索性實(shí)驗(yàn)．如國外學(xué)者Haferkamp等人[8-9]對激光焊接工藝制備泡沫鋁/鋁夾芯板研究發(fā)現(xiàn)，在激光高能熱源的作用下，泡沫鋁內(nèi)部大量孔隙結(jié)構(gòu)出現(xiàn)熔化和坍塌現(xiàn)象，使得熔池和焊縫成形困難，且焊后泡沫鋁/鋁夾芯板強(qiáng)度不足；Christoph等人[10]采用超聲扭轉(zhuǎn)焊接方式進(jìn)行泡沫鋁焊接，結(jié)果發(fā)現(xiàn)該工藝難以制備大尺寸泡沫鋁/鋁夾芯板，從而限制了該工藝的實(shí)際應(yīng)用．釬焊工藝作為傳統(tǒng)焊接方法的一種，它通過熔融的釬料來填充母材縫隙，實(shí)現(xiàn)金屬材料間的冶金結(jié)合，尤其適用于物理性能相差較大的異種材料之間的固態(tài)連接．

本研究基于泡沫鋁材料的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，采用釬焊工藝來實(shí)現(xiàn)泡沫鋁/鋁夾芯板的制備，該工藝既能實(shí)現(xiàn)泡沫鋁與面板間的冶金結(jié)合，也可以簡化泡沫鋁/鋁夾芯板的制備工藝.通過對泡沫鋁/鋁夾芯板焊縫處的微觀組織、冶金反應(yīng)進(jìn)行深入地分析，并結(jié)合三點(diǎn)彎曲實(shí)驗(yàn)分析泡沫鋁/鋁夾芯板的力學(xué)性能及斷裂失效機(jī)理，相關(guān)研究結(jié)果可以為釬焊工藝制備泡沫鋁/鋁夾芯板提供理論依據(jù)，同時(shí)對于釬焊工藝制備泡沫鋁/鋁夾芯板的理論研究也有重要的促進(jìn)意義．

1 實(shí)驗(yàn)材料及方法

1.1 實(shí)驗(yàn)材料

釬焊實(shí)驗(yàn)所使用的泡沫鋁(圖1(a))由熔體發(fā)泡工藝制得，發(fā)泡劑為TiH2，泡沫鋁的平均孔徑為3.70 mm(其中孔徑為1～6 mm的占90%)，平均孔隙率為71.8%．采用機(jī)械切割技術(shù)將泡沫鋁切割成1000 mm× 1000 mm×10 mm的矩形試樣作為焊接夾層，選用同等大小且厚度為1 mm的3003防銹鋁作為焊接的上下面板，并在面板單側(cè)復(fù)合鑲嵌厚度為0.1 mm的Al-Si釬料層(釬料層的熔點(diǎn)大約為577～590 ℃)．

1.2 實(shí)驗(yàn)方法

釬焊前將兩面板的內(nèi)側(cè)焊接面用酒精擦洗晾干，然后排布管節(jié)夾心，并噴灑由Nocolok粉體配制成一定比例的助焊劑水溶液，將裝夾好的泡沫鋁及面板放入氮?dú)獗Ｗo(hù)下的連續(xù)式釬焊爐中，并設(shè)定履帶的傳送速度為1.6 m/min，預(yù)熱區(qū)溫度為300 ℃，并以5 ℃/m的標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行升溫，當(dāng)達(dá)到最高溫度為605 ℃后保溫10 min，試樣出爐并利用快冷風(fēng)扇將其冷卻至室溫．利用線切割技術(shù)制備單側(cè)復(fù)合泡沫鋁/鋁夾芯板及雙側(cè)復(fù)合泡沫鋁/鋁夾芯板釬焊試樣(圖1(b)和圖1(c))，對釬焊試樣進(jìn)行取樣，砂紙打磨、拋光及腐蝕處理后，在MR2000型金相顯微鏡下分析焊接界面微觀組織及觀察焊縫處結(jié)合情況．

采用MTS810型材料實(shí)驗(yàn)機(jī)對泡沫鋁、單側(cè)焊接復(fù)合泡沫鋁/鋁夾芯板及雙側(cè)焊接復(fù)合泡沫鋁/鋁夾芯板進(jìn)行三點(diǎn)彎曲實(shí)驗(yàn)，圖2為示意圖．其中上壓頭和下支撐壓頭的直徑為20 mm，加載速度為5 mm/min，跨距L為32 mm，外伸長度H為9 mm，寬度b為20 mm，芯層的厚度c為10 mm，t1和t2分別為上下面板的厚度．

圖1 泡沫鋁及釬焊焊接試樣(a)泡沫鋁板；(b)單側(cè)焊接復(fù)合泡沫鋁/鋁板；(c)雙側(cè)焊接復(fù)合泡沫鋁/鋁夾芯板Fig.1 Aluminum foam and brazing welding samples(a) foam aluminum plate；(b) unilateral welded composite aluminum/aluminum panels；(c) bilateral welded composite aluminum foam/aluminum sandwich panels

圖2 三點(diǎn)彎曲示意圖Fig.2 Schematic diagram of the three-point bending experiment

2 結(jié)果與分析

2.1 焊縫處微觀組織

圖3為在釬焊溫度605 ℃保溫10 min條件下，泡沫鋁/鋁夾芯板焊縫部位的微觀組織．從圖3可見，3003面板與泡沫鋁的界面層消失，焊縫兩側(cè)發(fā)生了明顯的冶金結(jié)合且結(jié)合情況良好．此外，由于泡沫鋁及釬料合金元素不同，釬焊后焊縫區(qū)組織兩側(cè)的微觀組織明顯不同．經(jīng)分析發(fā)現(xiàn)，焊縫區(qū)組織主要由白色襯底的初生α-Al基體和黑色襯底呈針狀的共晶Si組成．

圖3 焊縫部位微觀組織Fig.3 Microstructure of the welded part

對于焊縫部位共晶Si的擴(kuò)散行為，相關(guān)學(xué)者研究發(fā)現(xiàn)，Si擴(kuò)散行為發(fā)生在焊前預(yù)熱和釬焊過程中[13]．具體說來，由于釬料層中的Si元素向泡沫層及鋁板層擴(kuò)散，并且泡沫層和3003鋁板層中的Al元素向焊縫區(qū)域進(jìn)行擴(kuò)散，導(dǎo)致焊縫區(qū)域的Si元素質(zhì)量百分?jǐn)?shù)下降，釬料層從共晶成分向亞共晶成分轉(zhuǎn)變．在冷卻過程中，泡沫鋁、焊縫及面板區(qū)域的過冷度不同，再加上成分過冷的原因，焊縫區(qū)域內(nèi)形成了大量的形核核心，從而使初生α-Al相快速長大．隨著凝固的進(jìn)行，大量的Si 被擠到未凝固的區(qū)域，此時(shí)該區(qū)域的成分逐漸接近共晶．最后，剩余的液體以共晶形式進(jìn)行凝固，從而形成了大量網(wǎng)狀結(jié)構(gòu)的共晶Si．

2.2 載荷-位移曲線分析

圖4所示為三點(diǎn)彎曲實(shí)驗(yàn)中試樣的載荷-位移曲線．從圖4可見，雙側(cè)焊接復(fù)合泡沫鋁/鋁夾芯板(簡稱試樣D)在三點(diǎn)彎曲變形過程中經(jīng)歷了0a彈性階段、ab坍塌階段和bc失效階段．在0a彈性階段，試樣承受的最大載荷為1.119 kN，相對應(yīng)的位移為0.704 mm．隨后進(jìn)入ab坍塌階段，孔棱由彈性變形變?yōu)樗苄宰冃?，繼續(xù)增大載荷，當(dāng)泡沫鋁的孔壁不發(fā)生屈服所能承受的最大力矩小于來自載荷所施加的力矩時(shí)，孔壁開始失穩(wěn)、變形，作用力得到釋放，從而載荷有所下降.隨著位移的增加，載荷逐漸回升，當(dāng)達(dá)到下一個(gè)孔壁所能承受的最大力矩時(shí)，泡孔繼續(xù)失穩(wěn)變形，載荷繼續(xù)下降，變形的泡孔結(jié)構(gòu)使得其周圍區(qū)域產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，從而導(dǎo)致力學(xué)性能降低．因此，當(dāng)載荷增大時(shí)，應(yīng)力集中處率先遭到破壞，宏觀表現(xiàn)為裂紋擴(kuò)展，孔棱的相繼失效使得載荷-位移曲線呈現(xiàn)出波動性．在bc失效階段，芯層斷裂，載荷迅速降低．

圖4 三點(diǎn)彎曲試樣的載荷-位移曲線Fig.4 Load-displacement curve of three-point bending samples

單側(cè)焊接復(fù)合泡沫鋁/鋁夾芯板進(jìn)行三點(diǎn)彎曲實(shí)驗(yàn)時(shí)，由于試樣在MTS810型材料實(shí)驗(yàn)機(jī)上放置方式不同，試樣的載荷-位移曲線也明顯不同．當(dāng)單側(cè)焊接復(fù)合泡沫鋁/鋁夾芯板的3003面板朝上放置(簡稱試樣C)，與材料實(shí)驗(yàn)機(jī)的上壓頭接觸時(shí)，在三點(diǎn)彎曲實(shí)驗(yàn)過程中試樣變形所經(jīng)歷的階段和試樣D一樣，包括彈性階段、坍塌階段和失效階段，但是其最大載荷為0.485 kN，相對于試樣D下降了59.6%.當(dāng)單側(cè)焊接復(fù)合泡沫鋁/鋁夾芯板的3003面板朝下放置(簡稱試樣B)，與材料實(shí)驗(yàn)機(jī)的下支撐壓頭接觸時(shí)，試樣B在變形過程所承受的最大承受載荷為0.407 kN，與試樣C相比低了16.1%．由此可知，在實(shí)驗(yàn)過程中由于單側(cè)焊接復(fù)合泡沫鋁/鋁夾芯板放置方式不同，其力學(xué)行為也明顯不一樣，面板和芯層的粘合效應(yīng)絕非是代數(shù)上的簡單疊加．分析認(rèn)為，泡沫鋁材料屬于脆性材料，其抗拉強(qiáng)度遠(yuǎn)低于抗壓強(qiáng)度.在三點(diǎn)彎曲實(shí)驗(yàn)中，試樣B彎曲半徑最大的泡沫鋁下部區(qū)域受到的是拉應(yīng)力，因而更容易遭到破壞．分析還發(fā)現(xiàn)，與試樣C相比，試樣B還缺少坍塌階段，這說明上下面板對于泡沫芯層所起的作用并不能等同.相對于上面板，在變形過程中下面板與芯層起到了協(xié)調(diào)變形的作用，從而阻礙了芯層發(fā)生彎曲斷裂．單純的泡沫鋁試樣(簡稱試樣A)，在三點(diǎn)彎曲實(shí)驗(yàn)過程中也經(jīng)歷了彈性階段和失效階段，沒有坍塌階段.也就是說,試樣A和試樣B在經(jīng)歷彈性階段后，突然斷裂，泡沫鋁的孔壁并沒有體現(xiàn)出理想的緩沖作用．

通過以上分析發(fā)現(xiàn)，通過釬焊工藝在泡沫鋁上下表面焊接一層輕質(zhì)3003鋁合金面板，能夠有效地提高泡沫鋁的抗彎強(qiáng)度及吸能性，增加了材料的強(qiáng)度，避免材料在變形過程中由于泡沫鋁孔壁的坍塌而造成材料的整體斷裂失效，起到減震保護(hù)作用．

2.3 斷裂失效行為分析

圖5為雙側(cè)焊接復(fù)合泡沫鋁/鋁夾芯板斷裂失效過程．依據(jù)載荷-位移曲線，可將雙側(cè)焊接復(fù)合泡沫鋁/鋁夾芯板在三點(diǎn)彎曲過程中的斷裂過程分為3個(gè)階段，分別標(biāo)識為Ⅰ區(qū)、Ⅱ區(qū)和Ⅲ區(qū)．

圖5 雙側(cè)焊接復(fù)合泡沫鋁/鋁夾芯板斷裂失效過程Fig.5 The fracture failure process of the bilateral welded composite aluminum foam/aluminum sandwich

從圖5可見：Ⅰ區(qū)為彈性階段，載荷與位移成線性增加，孔壁未出現(xiàn)裂紋且芯層與面板結(jié)合良好；Ⅱ區(qū)為坍塌階段，芯層的孔壁開始出現(xiàn)微裂紋，隨著位移的增加，微裂紋逐步擴(kuò)展增大，孔壁出現(xiàn)坍塌現(xiàn)象，因芯層受到了向下的剪切力，故裂紋沿著與垂直方向成45°的方向進(jìn)行擴(kuò)展；Ⅲ區(qū)為失效階段，微裂紋逐步擴(kuò)展延伸至下面板處，隨后沿著面板上表面水平延伸，直至面板與芯層完全脫離．這是由于雙側(cè)焊接復(fù)合泡沫鋁/鋁夾芯板的主要失效模式有芯層剪切模式、面板屈服模式、壓頭壓入模式及其它失效模式(面板褶皺、芯層脫膠等)[11-12]．從雙側(cè)焊接復(fù)合泡沫鋁/鋁夾芯板在三點(diǎn)彎曲實(shí)驗(yàn)過程中的斷裂行為來看，其斷裂模式屬于芯層剪切斷裂模式，即芯層的剪切強(qiáng)度不夠?qū)е聤A芯板失效．此外，由于緊靠焊縫處的泡沫鋁發(fā)生斷裂導(dǎo)致下面板與芯層脫離，這表明泡沫鋁與3003面板焊縫的結(jié)合強(qiáng)度高于泡沫鋁的強(qiáng)度，泡沫鋁與3003面板為良好的冶金結(jié)合，從而也間接表明了釬焊工藝參數(shù)的合理性．

3 結(jié) 論

(1)采用釬焊工藝成功制備出了泡沫鋁/鋁夾芯板，釬料與母材在605 ℃條件下實(shí)現(xiàn)了良好的冶金結(jié)合.微觀組織分析表明，焊縫區(qū)組織主要由白色襯底的初生α-Al基體和黑色襯底呈針狀的共晶Si組成．

(2)采用釬焊工藝制備的雙側(cè)復(fù)合泡沫鋁/鋁夾芯板，在三點(diǎn)彎曲變形過程中會經(jīng)歷彈性、坍塌和失效三個(gè)變形階段，材料在變形過程中斷裂模式主要表現(xiàn)為芯層剪切斷裂模式，而與單側(cè)焊接模式相比，雙側(cè)焊接方式可以明顯提高泡沫鋁強(qiáng)度．

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Preparationoffoamaluminum/aluminumsandwichpanelbybrazingprocessanditsmechanicalbehavior

ZHANG Jun，CHENG Hefa，QIN Xiaoxiong，XU Tong
SchoolofMaterialScienceandEngineering，HefeiUniversityofTechnology，Hefei230009，China

Under the protection of N2, the brazing experiments were carried out on the foamed aluminum and 3003 panels with the welding temperature at 605 ℃ for 10 min. In this paper, the metallographic observation and the three-point bending tests were used to analyze the microstructure and interfacial bonding of brazed seam, mechanical properties and fracture failure mechanism of the aluminum foam/aluminum sandwich. The results show that the brazing filler metal is adequately bonded to the base metal under the condition of 605 ℃ for 10 min, and the central microstructure of the weld is mainly composed of primaryα-Al matrix and needle eutectic Si. The aluminum foam/aluminum sandwich in the three-point bending experiment was experienced three stages of elastic deformation, collapse and failure, and its fracture mechanism belongs to the core shear fracture. Besides, the double-sided welding method can effectively improve the force load of the aluminum foam/aluminum sandwich.

aluminum foam；brazing；microstructure；three-point bending；fracture mechanism

TG454

：A

2017-07-05

張軍(1992-)，湖北云夢人，碩士研究生.

1673-9981(2017)03-0167-05