楊苑鐸， 李 洋， 劉澤光， 王凱峰， 敖三三

(天津大學(xué) a. 材料科學(xué)與工程學(xué)院； b. 天津市現(xiàn)代連接技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室； c. 機(jī)械工程學(xué)院，天津 300350)

隨著能源與環(huán)境問(wèn)題日益突出，節(jié)能環(huán)保已逐漸成為諸多領(lǐng)域的生產(chǎn)共識(shí)與發(fā)展趨勢(shì).對(duì)于交通領(lǐng)域，輕量化可以有效地降低油耗、減少尾氣排放[1].碳纖維增強(qiáng)熱塑性復(fù)合材料(Carbon Fiber Reinforced Thermoplastic, CFRTP)綜合力學(xué)性能優(yōu)越、焊接性良好且可回收再利用，是一種極具潛力的輕量化材料[2-4]，國(guó)內(nèi)外對(duì)其結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和裝配連接都開展了大量的研究[5-7].隨著CFRTP應(yīng)用日益廣泛，其與輕量化金屬(鋁合金、鈦合金等)之間的連接需求不斷增加，實(shí)現(xiàn)二者高強(qiáng)高效連接成為推動(dòng)結(jié)構(gòu)輕量化發(fā)展的關(guān)鍵技術(shù)之一.

CFRTP與金屬之間的連接方法主要有膠接、機(jī)械連接(鉚接、螺栓連接等)和焊接(電阻焊、激光焊、超聲波焊等).其中，膠接往往需要復(fù)雜的表面處理以及較長(zhǎng)的固化時(shí)間，生產(chǎn)效率低且對(duì)環(huán)境敏感[8].機(jī)械連接則因?yàn)樾枰贑FRTP上預(yù)先鉆孔而引起應(yīng)力集中，對(duì)于連續(xù)纖維增強(qiáng)復(fù)合材料，機(jī)械連接還會(huì)中斷纖維的連續(xù)性而降低力學(xué)性能[9].此外，鉚釘、螺栓等還會(huì)增加整體重量.對(duì)于焊接，由于材料性質(zhì)的差異，直接焊接存在一定困難.目前的主流策略是通過(guò)表面處理(酸洗、增材制造、激光處理等)或特殊的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，使CFRTP與金屬之間形成機(jī)械自鎖以實(shí)現(xiàn)連接.如Sarantinos等[10]通過(guò)在金屬表面加工微針狀凸起實(shí)現(xiàn)了CFRTP與金屬之間的連接；Jiao等[11]通過(guò)在7075-T6鋁合金表面進(jìn)行納秒激光處理，使用PA6中間層，實(shí)現(xiàn)了其與短碳纖維增強(qiáng)尼龍6(CF/PA6)的連接；Abe等[12]通過(guò)在金屬表面制造納米級(jí)尖銳凸起實(shí)現(xiàn)了其與CF/PA6的連接；Volkov[13]將超聲波焊頭設(shè)計(jì)為“雙凹”狀，在焊接過(guò)程中，塑料熔化填充在“雙凹”區(qū)從而形成鉚接；姜春陽(yáng)等[14]采用鉚接/攪拌摩擦焊實(shí)現(xiàn)了5052鋁合金與CF/PA6的連接.

研究提出了一種新型金屬/塑料異種材料超聲波連接方法[15].該方法首先在金屬工件上加工特定形狀或分布的通孔，再采用超聲波焊接方法熔化塑料工件使之流入金屬工件上的通孔形成機(jī)械自鎖以實(shí)現(xiàn)金屬/塑料的連接，可稱作“超聲波自熔鉚焊”.本文采用超聲波自熔鉚焊方法實(shí)現(xiàn)了CFRTP與鋁合金的連接，并對(duì)該方法的連接特性進(jìn)行探索.

1 實(shí)驗(yàn)材料與方法

超聲波自熔鉚焊原理如圖1(a)所示，其中CFRTP材料作為上工件，置于超聲波焊頭側(cè)；鋁合金作為下工件，置于砧座上，兩工件呈搭接形式.在鋁合金搭接區(qū)域中心(打孔區(qū))預(yù)制通孔，在砧座表面預(yù)制一球面凹區(qū)，凹區(qū)的設(shè)計(jì)主要是為了提高連接件在厚度方向上的受力能力，凹區(qū)直徑等于打孔區(qū)直徑.焊接時(shí)，CFRTP材料在超聲波及焊頭壓力作用下發(fā)生熔化和流動(dòng)，填充鋁板上的通孔及砧座上的凹區(qū).由于凹區(qū)直徑大于通孔直徑，最后可形成如圖1(b)所示的機(jī)械自鎖型鉚焊接頭.

圖1 超聲波自熔鉚焊示意圖Fig.1 Schematic of ultrasonic self-fusion rivet welding

上工件為CF/PA6，由碳纖維質(zhì)量分?jǐn)?shù)為30%的東麗卡?短切纖維顆粒注塑而成，注塑工件尺寸為100 mm×40 mm×3 mm.經(jīng)測(cè)試，注塑后工件的抗拉強(qiáng)度為190 MPa.下工件為6061-T6鋁合金，尺寸為100 mm×40 mm×2 mm.兩工件的搭接區(qū)域?yàn)?0 mm×40 mm.實(shí)驗(yàn)前，在鋁合金工件上加工一定大小與數(shù)量的通孔，使孔集中于直徑為10 mm的圓域內(nèi)(打孔區(qū))，并且使每種類型孔的總體積相等或接近以保證在試驗(yàn)過(guò)程中填充到孔中的樹脂含量基本相同，具體設(shè)計(jì)如圖2所示.圖中：D為打孔區(qū)直徑；H為孔數(shù).孔數(shù)為1～5時(shí)，各孔直徑(d)分別為6.4、4.5、3.7、3.2、2.85 mm；各孔體積分別為64.34、63.62、64.51、64.34、63.80 mm3.

圖2 打孔示意圖Fig.2 Schematic of drilling

前期試驗(yàn)表明如果將CF/PA6與6061-T6直接進(jìn)行搭接焊接，即使能量較大，充孔能力也嚴(yán)重不足，無(wú)法形成有效連接.圖3是焊接能量E=2 200 J、H=5時(shí)的直接焊接效果圖，由圖可見所有孔的填充效果均不理想且沒有任何CF/PA6流入砧座凹區(qū).這主要是因?yàn)樵贑F/PA6與6061-T6的接觸區(qū)域無(wú)高應(yīng)變區(qū)域，產(chǎn)熱主要依賴于摩擦產(chǎn)熱，而鋁合金下工件導(dǎo)熱又很快，所以搭接區(qū)域僅出現(xiàn)少量熔化.如果在工件間添加方形不銹鋼絲網(wǎng)中的一格作為導(dǎo)能筋，則可更好地促進(jìn)樹脂熔化與流動(dòng).這是因?yàn)閷?dǎo)能筋截面呈圓形，在焊接壓力作用下，絲網(wǎng)和CF/PA6的接觸區(qū)域可形成高應(yīng)變區(qū)域.由于CF/PA6在超聲振動(dòng)下黏彈性產(chǎn)熱與其內(nèi)部應(yīng)變呈正比，所以熱量會(huì)集中產(chǎn)生在絲網(wǎng)與CF/PA6的接觸區(qū)域，促進(jìn)CF/PA6熔化.導(dǎo)能筋尺寸為 10 mm×10 mm×0.6 mm，如圖4所示.

圖3 無(wú)導(dǎo)能筋直接焊接(E=2 200 J)Fig.3 Direct welding without energy director (E=2 200 J)

圖4 導(dǎo)能筋形貌圖Fig.4 Morphology of energy director

試驗(yàn)采用美國(guó)BRANSON公司生產(chǎn)的2000XD超聲波焊機(jī)，頻率為20 kHz.選用高強(qiáng)鋁合金焊頭，直徑為20 mm.焊接過(guò)程采用能量控制模式，焊接參數(shù)為：觸發(fā)壓力300 N，保壓時(shí)間3 s；焊接能量設(shè)4組，分別為1 800、2 000、2 200、2 400 J.前期實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)當(dāng)焊接能量小于 1 800 J 時(shí)，CFRTP充孔能力明顯不足，故能量選擇至少 1 800 J.前期研究還發(fā)現(xiàn)，采用恒定振幅時(shí)，焊機(jī)易發(fā)生過(guò)載報(bào)警，故實(shí)驗(yàn)采用分階振幅，即焊接能量達(dá)到 600 J 前，振幅為焊機(jī)能夠輸出的最大振幅的40%(32 μm)；焊接能量達(dá)到 600 J 以后，振幅為焊機(jī)能夠輸出的最大振幅的70%(56 μm).每一組參數(shù)下每一類型孔焊接4組，其中3組進(jìn)行拉伸剪切測(cè)試，1組進(jìn)行金相分析.拉伸剪切測(cè)試?yán)焖俣葹? mm/min.使用Smart Zoom5顯微鏡和SU1510鎢燈絲掃描電子顯微鏡(SEM)分別觀察金相和斷口形貌.

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 接頭力學(xué)性能

圖5展示了孔數(shù)量及焊接能量對(duì)于接頭最大拉伸剪切力(失效載荷)的影響.圖中：Fl為失效載荷.由圖可見，隨著孔數(shù)增加，失效載荷整體呈增加趨勢(shì).隨著焊接能量的增加，失效載荷呈現(xiàn)先增加后下降的趨勢(shì)，焊接能量 2 000 J 時(shí)接頭失效載荷最大.這是由于焊接能量 1 800 J 時(shí)，沖孔填充仍存在不完全的情況；而焊接能量大于 2 000 J 時(shí)，導(dǎo)致CFRTP過(guò)熱分解，接頭中氣孔增加.在所有實(shí)驗(yàn)中，最大拉伸剪切力發(fā)生在能量為 2 000 J、孔數(shù)為5的條件下，其載荷值為 (1 892.7±227.6) N，剪切強(qiáng)度為(58.9±7.1) MPa.與已有相關(guān)研究相比， 本方法得到的接頭強(qiáng)度達(dá)到較高水平，如表1所示.

圖5 接頭失效載荷Fig.5 Failure load of welded joints

表1 不同工藝得到的塑料/金屬最優(yōu)接頭強(qiáng)度Tab.1 Optimal strengths of polymer/metal hybrid joints obtained by different techniques

2.2 接頭宏觀形貌與組織性能

圖6為焊接能量為 2 000 J、孔數(shù)為5時(shí)的焊接接頭宏觀形貌圖.從圖中可以看出，CF/PA6未發(fā)生明顯變形，僅在焊接處留下一定壓痕.圖7為孔數(shù)為5時(shí)不同能量下的接頭兩側(cè)形貌.從中可以看出隨著能量增加，壓痕深度有所增加.當(dāng)能量為 1 800 J，砧座凹區(qū)存在小部分未填滿，如圖中A區(qū)域所示；當(dāng)能量增加時(shí)，凹區(qū)填充得較為完全.對(duì)于其它數(shù)量的孔，不同能量下的成型與5個(gè)孔時(shí)相似.

圖6 焊接接頭宏觀形貌圖Fig.6 Macro morphology of welded joint

圖7 接頭兩側(cè)形貌Fig.7 Macro morphologies of both sides of joints

圖8為焊接能量為 2 000 J 時(shí)的接頭橫截面形貌，圖中橙色虛線表示金相取樣處.由圖可見，在填充過(guò)程中，每一孔都會(huì)或多或少產(chǎn)生氣孔，且氣孔區(qū)域大致分布在孔的中間部分，而在孔的側(cè)壁處填充效果較好.熔融的CF/PA6先沿鉆孔的側(cè)璧流入，逐漸向鉆孔的中間填充，因此氣孔會(huì)被逐漸排擠至鉆孔的中間部分.隨著鉆孔數(shù)量的增多，每個(gè)鉆孔的體積減小，此時(shí)沿側(cè)壁流入的樹脂比例增加，鉆孔中間部分占比減少.因此隨鉆孔數(shù)量的增加，每個(gè)鉆孔中的氣孔數(shù)量呈減少趨勢(shì).同時(shí)，隨鉆孔數(shù)量的增加，鉆孔總表面積增加，樹脂和鋁合金接觸面積增大.在氣孔數(shù)量減少和接觸面積增大的共同作用下，接頭力學(xué)性能隨著鉆孔數(shù)量的增多而增加.

圖8 焊接能量2 000 J時(shí)的接頭宏觀形貌Fig.8 Macroscopic morphologies of joints made by a welding energy of 2 000 J

圖9為在不同能量下孔數(shù)為5時(shí)的接頭形貌.由圖可見，隨著能量增加，充孔能力有所增加，但是CF/PA6的分解程度也逐漸增加.當(dāng)焊接能量為 2 400 J 時(shí)，接頭中產(chǎn)生連續(xù)氣孔，力學(xué)性能有所降低，但是氣孔之外的區(qū)域填充比較致密，因此力學(xué)性能依然要優(yōu)于孔數(shù)更少情況.從上述分析可以得出，隨著能量增加，力學(xué)性能呈先增加后減少的規(guī)律，與圖5相吻合.

圖9 鋁合金板上加工5個(gè)孔時(shí)的接頭宏觀形貌Fig.9 Macroscopic morphologies of joints made with five holes in Al sheet

2.3 連接機(jī)制

6061-T6與CF/PA6化學(xué)性質(zhì)差異大且超聲波焊接時(shí)間短，焊接時(shí)一般不會(huì)發(fā)生化學(xué)反應(yīng).為了驗(yàn)證這一點(diǎn)，選擇焊接能量分別為 2 000 J 和 2 200 J 的金相試樣進(jìn)行能譜線掃測(cè)試.為了同時(shí)兼顧兩孔，選擇在打孔區(qū)中間處進(jìn)行線掃，圖10為能譜線掃結(jié)果.圖中：I為強(qiáng)度；l為距離.由圖可見，在能量最優(yōu)(見圖10(a))和過(guò)焊(見圖10(b))的情況下，6061-T6與CF/PA6界面處Al元素與C元素均發(fā)生突變，說(shuō)明在界面處6061-T6與CF/PA6未發(fā)生化學(xué)反應(yīng)， 從而證實(shí)超聲波自熔鉚焊的連接機(jī)制為機(jī)械自鎖.

圖10 能譜線掃結(jié)果圖Fig.10 Results of EDS line scanning

2.4 拉伸斷口

圖11為孔數(shù)為5、能量為 2 000 J 時(shí)拉伸斷裂后的鋁側(cè)形貌.由于焊接完成后，導(dǎo)能筋已完全嵌入CF/PA6，所以斷裂位置均發(fā)生在預(yù)制孔處.圖12展示了焊接能量為 2 000 J 時(shí)的接頭宏觀斷口形貌.斷口周圍的方形印記為導(dǎo)能筋完全嵌入材料基體中所留下的.通過(guò)SEM觀察，可將斷口微觀形貌分為韌窩狀斷裂、交叉狀斷裂、平面狀斷裂與拔出狀斷裂4種，如圖13所示.韌窩狀斷裂(見圖13(a)，取自圖12(a)中1處) 多發(fā)生在孔數(shù)為1時(shí)，伴隨這種斷裂模式的接頭強(qiáng)度都很低.交叉狀斷裂(見圖13(b)，取自圖12(b)中2處)的主要特點(diǎn)是纖維呈交叉錯(cuò)落排列，纖維方向基本平行于斷面方向，纖維之間無(wú)樹脂或僅有樹脂薄層相連，力學(xué)性能也較差，這種斷裂模式多發(fā)生在多個(gè)孔中氣孔較多的孔.相比前兩種斷裂，平面狀斷裂(見圖13(c)，取自圖12(d)中3處)與拔出狀斷裂(見圖13(d)，取自圖12(e)中4處)力學(xué)性能有所提高，這主要是因?yàn)槔w維之間被樹脂包裹，可以起到分配以及傳遞載荷的作用，從而更好發(fā)揮纖維的增強(qiáng)作用.平面狀斷裂主要發(fā)生在基體之間，而拔出狀斷裂除了發(fā)生在基體，還發(fā)生在基體和纖維之間.相比于平面狀斷裂，拔出狀斷裂的基體樹脂發(fā)生了更加顯著的變形，因此拔出狀斷裂形貌的存在有助于提高孔的力學(xué)性能，一般多發(fā)生在多個(gè)孔中充孔能力很好的孔.

圖11 拉伸斷裂后的鋁側(cè)Fig.11 Al side after tensile fracture

圖12 焊接能量2 000 J時(shí)的接頭宏觀斷口形貌Fig.12 Macroscopic fracture morphologies of joints made by welding energy of 2 000 J

圖13 斷口形貌SEM結(jié)果Fig.13 SEM fracture morphologies of joint

2.5 焊接過(guò)程信號(hào)分析

早期Benatar等[17]將超聲波塑料焊接分為以下5個(gè)階段：① 焊件的機(jī)械振動(dòng)；② 黏彈產(chǎn)熱；③ 熱量的傳導(dǎo)；④ 熔體的流動(dòng)鋪展；⑤ 分子鏈的擴(kuò)散與纏結(jié).這為后續(xù)研究奠定了基礎(chǔ).

本文研究異種材料之間的連接，并不涉及分子鏈的擴(kuò)散與纏結(jié)，但是前4個(gè)階段對(duì)比均有體現(xiàn)而又有所區(qū)別，并且增加了導(dǎo)能筋的嵌入階段.依據(jù)CF/PA6的超聲波自熔鉚焊過(guò)程中的功率和焊頭位移信號(hào)，如圖14所示，將焊接過(guò)程劃分為以下3個(gè)階段.

圖14 典型的焊接功率與焊頭位移曲線(E=2 000 J，H=5)Fig.14 Typical signal curves of welding power and horn displacement (E=2 000 J and H=5)

(1) 壓緊階段(階段I)：該階段隨著焊接時(shí)間(tw)增加，焊接功率(P)和焊頭位移(X)迅速增加，這是由于在焊頭壓力作用下，工件、導(dǎo)能筋被壓緊，換能器受到的機(jī)械阻抗瞬間增大.

(2) 導(dǎo)能筋嵌入階段(階段II)：該階段功率基本保持不變，而焊頭位移呈近似線性增加.由圖可見，當(dāng)焊頭位移達(dá)到0.6 mm左右時(shí)該階段結(jié)束，而0.6 mm恰好是導(dǎo)能筋的厚度，表明該階段CF/PA6發(fā)生熔化，導(dǎo)能筋逐漸嵌入CF/PA6板.由于在該過(guò)程中，CF/PA6發(fā)生穩(wěn)定的熔化，故功率保持不變.

(3) 充孔階段(階段III)：該階段焊接功率和焊頭位移先迅速增大，這是由于CF/PA6和6061鋁合金板相接觸，機(jī)械阻抗增大；隨后功率下降，焊頭位移緩慢增加，表明熔融的CF/PA6在焊頭壓力作用下填充入鋁板的開孔中.

根據(jù)上述描述，可將焊接過(guò)程繪制為如圖15所示的示意圖.

圖16為不同焊接能量和孔數(shù)時(shí)的焊接功率信號(hào)曲線.圖16(a)展示了能量為 2 000 J 時(shí)，不同孔數(shù)的焊接功率曲線.可以看出，充孔階段(第III階段)的開始時(shí)間隨著孔數(shù)的增加而有所縮短，焊接時(shí)間也隨著孔數(shù)的增加而縮短.說(shuō)明孔數(shù)增加會(huì)改變?nèi)廴谒芰系牧鲃?dòng)模式，從而影響焊接過(guò)程.圖16(b)為5個(gè)孔時(shí)，不同能量下的功率曲線.從中可看出隨著能量增加，充孔階段(第III階段)開始時(shí)間也會(huì)縮短，但變化不大.對(duì)比圖16(a)與16(b)，可知孔的數(shù)量對(duì)焊接過(guò)程的影響更大.

圖15 焊接過(guò)程示意圖Fig.15 Schematic diagram of welding process

圖16 焊接能量與孔數(shù)對(duì)焊接功率曲線的影響Fig.16 Effects of welding energy and number of holes on welding power signal curve

3 結(jié)論

(1) 焊接能量一定時(shí)，超聲波自熔鉚焊接頭強(qiáng)度隨著孔數(shù)的增加而增加；孔數(shù)一定時(shí)，隨著焊接能量增加，接頭強(qiáng)度呈先增后減的趨勢(shì)．當(dāng)焊接能量為 2 000 J，孔數(shù)為5個(gè)時(shí)，獲得最高的剪切強(qiáng)度，為(58.9±7.1) MPa.

(2) 發(fā)現(xiàn)4種接頭斷口形貌：韌窩狀斷口、交叉狀斷口、平面狀斷口和拔出狀斷口．其中拔出狀斷口對(duì)應(yīng)的接頭強(qiáng)度最高.

(3) 根據(jù)焊接功率和焊頭位移信號(hào)曲線，可將超聲波自熔鉚焊過(guò)程劃分為壓緊階段、熔化階段和充孔階段．相對(duì)于焊接能量，孔的數(shù)量對(duì)焊接過(guò)程的影響更顯著.

(4) 對(duì)超聲波自熔鉚焊這種相對(duì)新穎的工藝進(jìn)行了初步探索，下一步將從孔的排布及熔融樹脂的流動(dòng)角度對(duì)該方法進(jìn)行更深入研究.