搭接施工工艺

搭接施工工艺（精选3篇）

搭接施工工艺 篇1

吉林某集团钢板库倒塌, 原因之一是钢板库焊接施工工艺存在问题, 本文以该集团重建钢板库为例, 介绍水泥钢板库搭接结构施工工艺。

1 库的结构

1) 重建库体高31m, 直径26m。

2) 库体材料选用Q345B (最好采用Q345E) 符合标准, 适用于-40℃高寒地区。库体搭接共19圈, 底圈与环形法兰焊接, 由下至上板厚25~6mm。其中板厚25mm、22mm、20mm、18mm和16mm的各1节, 14mm、12mm、10mm和8mm的各3节, 6mm的2节。

2 施焊工艺

1) 施焊前编制装配、起吊和焊接作业指导书, 查验焊工资质证书并进行代样考试, 合格者上岗施焊。

2) 库体钢板搭接结构见图1, 纵向对接坡口由等离子弧切割而成, 其结构见图2。切割后的库体钢板由电动辊子卷板机卷制底圈R13m- (25mm) 至上部R13m— (245mm) 。焊条采用E5016或直流反接E5015。为保证焊透, 采用Φ3mm焊条封底, Φ4mm焊条盖面。

3) 为保证水泥钢板库每圈及各圈之间的组对焊始终在地面操作, 施工由最上圈开始, 依次逐渐提升。为此, 施工单位自行设计了提升机构 (见图3) , 其主要由14根抱杆组成 (14×Φ159mm×6mm钢管) , 每根长度3.5~4m, 底部焊接在垫板上, 垫板焊接到基础法兰上, 基础法兰厚度为25mm, 焊后割掉。每圈库体整周设置胀圈, 其上每隔1m焊有三角板。胀圈及抱杆上均焊接吊鼻, 上下吊鼻由5t电动葫芦连接, 每圈提升时, 开动各电动葫芦。实践证明, 其达到了要求。

3 焊后检验

1) 搭接焊缝依据JGJ81—2002《钢结构焊接技术规程》进行三级检验, 经检查无表面气孔、裂纹、夹渣和电弧擦伤, 焊缝尺寸符合标准。

2) 纵向对接焊缝依据上述标准表面检查合格后进行无损检测, 依据JB4730—1994《压力容器无损检测》三级焊缝超声波检测全部合格, 其中对接纵缝抽检10条焊缝, 按照JB/T4730.2.2005《承压设备无损检测》X射线检测, 9条焊缝评定为Ⅰ级, 1条焊缝评定为Ⅲ级, 焊缝全部符合要求。

4 结论和建议

1) 钢板库搭接施工工艺较为简单, 但上部内径减少, 影响库容积。

2) 钢板库对接施工工艺要求较高, 环缝对接坡口加工量大, 从下至上内径无变化。

3) 上述两种库体施工工艺均可采用, 但必须完善焊前、施工和检验的工艺规程, 以保证可靠的钢板库使用性能。实践证明, 如有疏漏两种结构均可出现较严重的质量事故。

参考文献

[1]郑楷, 赵大军, 毕岩, 等.2万吨水泥钢板库倒塌的事故分析[J].水泥, 2011 (5) :43-45.

[2]JGJ81-2002建筑钢结构焊接技术规程[S].

搭接施工工艺 篇2

因为汽车性能要向低油耗、安全和耐候性方向发展, 所以要求汽车减轻自重, 提高材料强度, 耐大气腐蚀性能要好。

当钢板厚度从1.5 mm减到1.0 mm时, 质量减轻15%30%, 因此在当前和今后的很长时间内, 汽车生产的发展趋势是减少钢板的厚度, 提高钢板的力学性能。

首先, 在美国和加拿大于2000年成立专门研究组织“Auto21”, 开展汽车轻量化的5年研究计划。其中, 汽车用高强度钢板主要研究DP钢和TRIP钢在汽车车身结构中的应用, 包括焊接性和冲压性研究。钢板厚度减薄到0.7 1.0 mm, 为保证良好的耐腐蚀性, 这些钢板通常是热镀锌 (Hot Dip Galvanized) 钢板和镀锌热扩散 (Galvan annealed) 钢板。然而, 镀锌层对焊接性能影响严重, 汽车车身生产中常用的电阻焊工艺很难保证其良好的焊接质量, 主要问题是锌对铜电极的腐蚀可导致电极过早损坏;焊缝锌蒸发引起金属飞溅可导致焊缝性能不稳定[1]。通过对对接接头的激光拼焊研究, 发现激光焊的热影响区很小, 焊缝性能高, 焊后冲压不开裂[2]。因此, 高强度镀锌钢板激光拼焊优先在汽车车门等零件焊接-冲压结构中得到应用[3]。由于激光拼焊对装配质量要求非常高, 所以大多数车身结构仍然采用搭接结构, 激光焊接高强度镀锌钢板搭接焊缝时, 由于激光的加热速度极高, 导致板缝贴合面处的镀锌层快速蒸发, 形成几个大气压的压力, 一旦上板熔化, 高压锌蒸汽就会突然冲出, 导致焊缝金属飞溅、气孔等缺陷, 焊缝性能下降且外观质量变差。

为了解决高强度镀锌钢板激光搭接焊的金属飞溅问题, 采用了多种工艺方法如下。

a.采用机械装配法, 即在搭接接头装配时通过垫片、筋等将焊接部位预留0.1 0.2 mm的间隙, 使锌蒸汽通过间隙逸出[4,5]。但对1 mm的薄板, 要保证0.1 0.2 mm的稳定间隙是很困难的, 所以机械装配法只能用于厚板。

b.采用Keyhole焊接法, 使锌蒸汽通过Keyhole逸出[6,7], 但由于锌蒸汽压力大, 往往会将Keyhole附近的金属液体带走, 导致焊缝出现孔隙。

c.采用双束激光焊接工艺, 通过前面一束低功率激光只将板缝贴合面处的镀锌层蒸发逸出, 上板不熔化。然后用紧跟其后的大功率激光束进行焊接[8,9]。但由于板缝贴合面几乎没有间隙, 镀锌层熔化和蒸发后并没有逸出板缝贴合面, 只是朝焊缝方向发生了迁移, 在后面的大功率激光束的热作用下又会产生二次蒸发, 导致金属飞溅。

d.采用加入Al箔为中间夹层的工艺[10], Al熔点为660℃, 在Zn的沸点907℃以下。Al的沸点为2 450℃, 这样当Al熔化时, Zn没有蒸发而与Al形成Al-Zn合金液体。当合金的沸点=2 450×Al%+907×Zn%>1 500℃时, 可以防止金属飞溅, 但同时接头机械性能下降。原因是激光加热的速度太快, Zn在没有熔解入Al之前已经蒸发, 导致需要较多的Al液体容纳Zn蒸汽, Al箔中间夹层的厚度达到75μm, 这样进入焊缝的铝含量高, 导致机械性能下降。因此, 至今高强度镀锌钢板激光搭接焊的金属飞溅问题只能通过刮除镀锌层的方法解决[11], 镀锌层刮除后将会导致焊缝耐腐蚀性能的下降。

本文研究的就是在保证良好的焊缝耐腐蚀性能、外观和力学性能的条件下, 实现高强度镀锌钢板激光搭接焊。

2 试验过程

试验采用连续CO2激光器, 功率4 kW, 波长10.6μm, 激光输出模式为TEM00, 焦距150 mm, 焦斑直径为0.2 0.3 mm。

钢板采用DP600热镀锌钢板, 厚度1 mm, 焊接试样尺寸和接头形式见图1。图1中的Al箔的厚度为25μm, 高、低功率的激光束是采用分别焊接的方式实现的, 第一次用2 kW功率激光束进行中间夹层的Al与Zn的熔化和合金化, 第二次用4 kW功率激光束进行焊接, 要求焊缝熔深不小于1.5 mm。焊接速度为7m/min, 焊接试验参数见表1。

3 试验结果

按照表1中的焊接试验方法, 每个试验重复5次。焊接前后在分析天平上将焊接试样称重, 以便分析金属飞溅的大小。然后将焊接后的3个试样在拉伸试验机上测试拉剪负荷。试样的断口、微观组织和微区成分分析用Phillips场扫描电子显微镜进行分析。图2、图3分别是单束激光和双束激光焊接时由于金属飞溅产生的失重与中间铝夹层厚度间的关系。由图2、图3可见, 无中间铝夹层时两种激光焊接方法金属飞溅率都很高, 如图4中可以看到焊缝附近有许多飞溅物, 这是锌蒸发导致飞溅而将熔池中的金属带出的结果;随着中间铝夹层的增加, 两种激光焊接方法飞溅率都减少, 但双束激光焊接时, 中间铝夹层的厚度只要25μm就可以基本抑制飞溅, 如图5中焊缝附近无飞溅物。

图6、图7分别是单束激光和双束激光焊接时接头的单位长度拉剪负荷与中间铝夹层厚度间的关系。从图6、图7中可见, 无中间铝夹层时, 两种激光焊接方法接头的拉剪负荷都很低, 主要是飞溅和孔洞导致的承载面积减少, 如图8中可以看到明显的空洞和焊缝凹陷。当中间铝夹层的厚度为25μm时, 单束激光焊接接头的单位长度拉剪负荷分散度大, 与双束激光焊接接头的单位长度拉剪负荷相比平均值低200 N/mm, 双束激光焊接接头的拉剪断口在母材中 (见图9) ;中间铝夹层的厚度大于25μm后, 焊接接头单位长度拉剪负荷不断下降, 拉剪断口在焊缝中 (见图10) 。因此, 增加中间铝夹层的厚度尽管可以减少飞溅, 但却降低接头的拉剪负荷。按照文献[12], 飞溅导致的焊缝金属损失率大于4%, 焊接质量是不可接受的。所以, 从减少飞溅和提高接头性能两方面来分析, 只有采用双束激光焊接的同时加25μm中间铝夹层时才能得到最好的效果。

4 分析讨论

4.1 铝中间夹层的作用

采用铝中间夹层主要是经过激光加热使铝与锌熔化形成铝锌合金, 当合金成分满足沸点=2 450×Al%+907×Zn%>1 500℃时, 就可以防止锌蒸发, 也就防止飞溅和气孔。这时的合金为Al≥38.4% (at%) 或20% (wt%) 。通常镀锌层厚度为10μm, 由式 (1) 计算可得到铝箔的厚度为26.5μm。

在熔化过程铁往往会进入铝锌合金中, 所以实际的铝箔的厚度将小于26.5μm。因此, 只要25μm厚度的铝箔就可以防止锌的蒸发。从图11中可以看到在低功率激光作用后, 两板贴合面中的组织, 其能谱成分分析结果见表2, 可见中间已经形成了良好的锌-铝-铁合金。锌的原子百分比为60%63%, 铝+铁的原子百分比为37%40%。靠近钢板有很大部分的铝与铁形成铝-铁金属间化合物。由于沸点已经大于1 500℃, 因此当高功率激光焊接时不会产生锌蒸发, 同时进入焊缝的铝含量很少。这样保证焊缝组织为贝氏体+板条马氏体 (见图14) , 使焊缝强度高于母材, 这样断裂发生在母材中, 断口为韧性断裂的韧窝特征 (见图13) , 拉剪负荷达到最大。

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而当中间铝夹层厚度为50μm时, 靠近钢板仍然形成铝-铁金属间化合物, 但中部的铝+铁的原子百分比高达82%～88%, 见图12、表3。尽管使沸点增加到1 900℃, 但在板缝中存在大量的铝, 在高功率激光焊接时铝将会进入焊缝, 导致焊缝中铝量增加, 机械性能下降。

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对25μm铝夹层双束激光焊接后的试样拉剪断口分析发现主要为韧窝 (见图13) , 断裂发生在母材中 (见图9) , 对焊缝进行组织观察发现焊缝主要由贝氏体和板条马氏体组成 (见图14) , 因为少量的铝将有利于贝氏体的生成[6], 因此力学性能比母材中的铁素体和马氏体组织高。

对50μm铝夹层双束激光焊接后的试样拉剪断口分析发现主要为解理、沿晶和穿晶断裂 (见图15) , 断裂发生在焊缝中的熔合区 (见图10) , 对焊缝进行组织观察发现焊缝主要由高铝铁素体 (图16中标有3之处) 、铁铝相 (图16中标有1、2之处) 和贝氏体组织 (图16中白色区域) , 因此力学性能比母材中的铁素体和马氏体组织差。

如果不加中间铝夹层, 双束激光无法抑制锌蒸发, 因为前束低功率激光加热后, 锌蒸汽并没逸出两板的贴合面, 激光束离开后马上会凝结为锌合金。如图17和表4所示, 可见锌蒸汽凝结在两板贴合面处, 锌成分含量高达96%, 这样当高功率激光束到达时又会导致锌蒸发和熔池金属飞溅。

因此, 只有采用25μm铝夹层加双束激光焊接才能防止锌蒸发, 同时可以提高焊缝的力学性能, 并保证焊缝的耐腐蚀性能。

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4.2 双束激光的作用

由于激光加热的速度极高, 当加热1 mm左右的薄板时, 如果用4 kW的高功率激光束直接加热, 将会使两板贴合面的温度在0.01 s内达到1 500℃, 在如此短的时间内, 铝和锌无法实现互熔, 所以, 锌仍然会快速蒸发。但由于有铝液体在贴合面存在, 所以当铝液体的量足够时, 锌蒸汽被压入焊缝附近的铝液体中, 这样就防止了飞溅。但同时导致过多的铝进入焊缝, 使焊缝组织中出现高铝铁素体和铁铝金属间化合物, 使焊缝力学性能下降。图18是用75μm铝夹层4 kW激光束直接焊接时的接头横截面组织图, 图中白色区域为高铝相, 板贴合面中近焊缝处为锌蒸汽孔。

所以, 单束激光焊接当铝夹层厚度小于50μm时, 焊缝金属飞溅损失严重;而铝夹层厚度大于50μm后, 焊缝金属飞溅得到抑制, 但焊缝金属中的铝含量过高, 使焊接接头的拉剪负荷很低。

当采用双束激光加热时, 2 kW低功率激光只能使两板贴合面的温度加热到700～900℃, 此时铝和锌都熔化, 锌没有蒸发, 这样铝和锌可以熔合而形成锌-铝合金, 使其沸点增加。当铝夹层厚度为25μm时, 锌-铝合金的沸点已经大于1 500℃, 在4 kW高功率激光到达时, 没有锌蒸汽产生, 所以就防止了焊缝金属飞溅损失, 焊缝外观清洁平整;同时, 焊缝金属中的铝含量很低 (小于1.5%) , 其接头的外观与横截面组织形貌见图19。这样就使焊接接头的拉剪负荷提高。

5 结论

(1) 采用铝中间夹层和双束激光焊接可以有效地抑制锌蒸发导致的飞溅, 并能保证焊接接头的良好力学性能。

(2) 当低功率激光束功率为2 kW、高功率激光束功率为4 kW、焊接速度为7 m/min、中间铝夹层厚度为25μm时, 可以使焊缝金属的飞溅率小于1%, 焊接接头的拉剪负荷达到610 N/mm。

(3) 低功率激光束主要使铝夹层与镀锌层金属熔化, 形成锌-铝合金。

(4) 中间铝夹层厚度大于50μm后, 焊缝中的铝含量将增加, 组织中存在高铝铁素体和铁-铝金属间化合物。

摘要：本文分析了汽车用钢的发展方向, 指出高强度镀锌钢板将在汽车车身结构中得到广泛应用。通过分析双相 (DP) 系列高强度镀锌钢板焊接中存在的问题, 指出激光焊接的重要性。最后, 研究了高强度镀锌钢板激光搭接焊的工艺技术。结果表明, 采用双束激光和中间夹层工艺焊接高强度镀锌钢板可以得到良好力学性能的搭接焊缝, 其焊接过程平稳、无飞溅且焊缝表面美观。

关键词：汽车,车身,高强度镀锌钢板,激光搭接焊

参考文献

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[10]X.Li, S.Lawson, Y.Zhou and F.Goodwin, .A NovelTechnique for Laser Lap Welding of Zinc Coated SheetSteels[J].J.Laser Appl., 2007, 19:259 264.

[11]E.J.Pennington:‘Laser welding of galvanizedsteel’[P].US patent no.4642446, 1985.

搭接施工工艺 篇3

目前铝合金与钢复合结构的制备主要采用铆接、 粘接和焊接等。传统的铆接、粘接等机械连接方法具有效率低、表面成形差等不足,且结构强度不如焊接[7]。而铝与钢的固溶度很低,晶体结构、物理化学性能差别很大,使得两种金属的熔化焊接性极差,其中最显著的特征是在焊接过渡区易形成脆性的Fe-Al金属间化合物,严重降低了接头的力学性能和使用性能[8，9]。为了抑制脆性的Fe-Al金属间化合物的产生, 研究者采用摩擦焊、扩散焊、冷压焊和超声波焊等固态连接方法实现了铝合金与钢的连接。尽管固态连接方法可以得到优质的焊接接头,但在一定程度上均易受工件形状和尺寸的影响[10-12]。而熔钎焊接技术利用铝合金与钢的熔点差异,通过控制焊接热输入使高熔点的钢不熔化而低熔点的铝合金熔化,填充的铝合金焊丝作为钎料与铝合金母材形成熔焊接头,并一起与钢形成钎焊接头,焊接过程兼具熔焊和钎焊的双重特性[13]。比较典型的铝合金与钢的熔钎焊方法有直流脉冲MIG电弧钎焊[14],TIG电弧钎焊[15],激光熔钎焊[16],激光+电弧复合热源熔钎焊[17]以及CMT冷金属过渡熔钎焊[18，19]等。

为了能够精确控制焊接热输入,来有效地控制金属间化合物的生长,本工作提出一种新型高效低热输入的电弧焊焊接方法:脉冲旁路耦合电弧GMAW熔钎焊(Pulsed DE-GMAW熔钎焊),进行铝合金与镀锌钢异种金属的搭接并对其焊缝成形、组织形态、显微硬度和力学性能进行了分析。

1实验材料与方法

实验用铝合金母材为5052铝合金,钢板母材为镀锌层厚度100g/m2的镀锌钢板(基体为Q235低碳钢),尺寸均为200mm×80mm×1mm。填充材料为直径1.2mm的ER4043铝硅合金焊丝,焊丝和铝合金母材的化学成分如表1所示。

Pulsed DE-GMAW基本原理为通过将GMAW焊和GTAW焊两个电弧进行耦合,流经焊丝的焊接电流即总的焊接电流Itot,在电弧弧柱区分为两个部分,一部分是旁路电流Ibm,另一部分是母材加热电流Ibp,使得用于熔化焊丝的电流较高,有利于提高焊丝的熔化速度,从而提高熔敷率。而通过TIG焊枪构成的旁路,分流了一部分熔化焊丝的焊接电流,在保证了熔敷率的同时,减小了母材的热输入。由戴维南定理, 焊接电流组成的基本关系为:

实验前用丙酮清洗镀锌钢板和铝合金板,以除去表面污渍,然后将镀锌钢板和铝合金板组成镀锌钢板在下铝合金板在上,搭接长度为10mm的搭接接头, 并将两者固定在焊接卡具上进行搭接焊,保证主路和旁路的焊枪在同一平面上,调整好角度,并将焊丝尖端对准位置,搭接方式及搭接长度如图1所示。

在表2所示的焊接参数下进行实验。焊枪对准位置对搭接过程及焊缝成形有很大的影响,选择不同焊枪对准位置对铝合金板和镀锌钢板进行了脉冲旁路耦合电弧GMAW焊接实验。保证主路焊枪和旁路焊枪在同一平面上,主路焊枪的焊丝尖端分别对准3个不同位置对1mm厚度的5052铝合金板和镀锌钢板进行焊接,如图1(a)所示,来分析焊枪在对准中间、偏向镀锌钢板一侧及偏向铝合金板一侧的位置对焊接接头的影响,以确定焊枪在哪个位置上进行焊接时能得到良好的焊接接头,每个位置相隔1.5mm。

(a)平行焊接方向视图;(b)工作平台侧视图(a)view of paralleling to welding direction; (b)lateral view of working platform

当焊枪对准中间位置时,能够获得成形良好的接头,对镀锌钢板锌层的破坏较少,如图2(a)所示;当焊枪偏向镀锌钢板一侧时,电弧直接在镀锌板表面燃烧, 焊丝在其表面过渡并摊开,形成堆焊焊缝,铝合金母材只有少量熔化,形成不连续焊缝,见图2(b);当焊枪偏向铝合金板一侧时,焊接电弧和高温的熔滴直接将铝合金母材烧穿,然后在铝合金板下方的镀锌钢板上冷却形成焊缝,铝合金板一侧呈卷曲状,没有和镀锌钢板结合,如图2(c)所示。利用Pulsed DE-GMAW进行铝合金与镀锌钢搭接焊时,大多数情况下,焊枪对准位置以选在搭接中间位置成形最好;但是当电流偏大时, 为防止铝合金侧受热过大,产生严重变形,影响焊接成形,应该把焊枪位置往镀锌板侧偏移。

(a)焊枪对准中间位置;(b)焊枪偏向镀锌钢板侧; (c)焊枪偏向铝合金板侧(a)welding torch at intermediate position; (b)welding torch bias galvanized steel plate side; (c)welding torch bias aluminum alloy plate side

通过调整焊接工艺参数获得成形良好的焊缝,采用线切割的方法沿焊缝横截面制成规格如图3所示的搭接接头试样。采用0.5%HF溶液对试样进行腐蚀。 利用6700F高分辨扫描电子显微镜,二次电子像分辨率为1.0nm(15kV)/2.2nm(1kV)下观察铝合金-镀锌钢Pulsed DE-GMAW熔钎焊搭接接头界面中心区的微观组织特征,并进行EDS区域元素分析;通过EP- MA 1600电子探针仪分析界面中心区的元素变化;利用HVS-1000型数显显微硬度计对铝合金与镀锌钢搭接接头的显微硬度进行测试分析;在室温下用电子万能拉伸机进行铝合金与镀锌钢搭接接头的力学性能测试。

2实验结果与分析

2.1接头界面中心区显微组织

利用SEM观察Pulsed DE-GMAW熔钎焊的界面中心区的微观组织,如图4所示。从图4可以看出, 在铝合金与镀锌钢之间,生成了金属间化合物过渡层, 且化合物层包含两层。靠近铝一侧,化合物呈针状或锯齿状向铝方向生长;靠近钢一侧的化合物生长得平齐。

采用EPMA对搭接接头界面中心区进行面扫描, 分析搭接接头界面中心区的元素分布,如图5所示。 可见,在搭接接头界面中心区处发生了Fe,Al和Si 3种元素为主的扩散,Si在界面中心区处有富集的现象,而Fe和Al相互扩散较为充分。推测,铝侧针状或锯齿状化合物和钢侧生长平齐的化合物可能是Fe- Al化合物或Fe-Al-Si化合物。

为了确定界面中心区微观组织的物相,对其进行EDS分析。分别对图6(a)中的A区域和图6(b)中的B区域进行EDS分析,其结果如表3所示。根据表3中EDS结果显示A区域中的Fe,Al原子个数比接近1∶3,B区域中的一部分Fe,Al原子个数比接近2∶5而另一部分Fe,Al原子与Si原子个数比接近7∶30∶3。 可知A区域中的是FeAl3,B区域中的是Fe2Al5和Fe0.7Al3Si0.3。

2.2接头显微硬度

利用HVS-1000型数显显微硬度计对铝合金与镀锌钢搭接接头的显微硬度进行了测试分析,显微硬度载荷为2.94N,承载时间为10s,测量结果如图7所示。铝合金与镀锌钢界面中心区的硬度平均为405HV,最大达到461HV,明显大于两侧镀锌钢基体和铝合金熔化区的硬度,进一步证明铝合金与镀锌钢界面中心区由硬度高的金属间化合物组成。

2.3接头力学性能

从用Pulsed DE-GMAW得到的铝合金与镀锌钢搭接焊缝上截取100mm×10mm条形试样,在室温下以2mm/min的拉伸速率在电子万能拉伸机上进行拉剪实验,进行铝合金与镀锌钢搭接接头的力学性能测试。图8是20个搭接接头试样的拉剪强度的分布图,从图8中,可知5052铝合金与镀锌钢搭接接头试样的拉剪强度主要分布在120MPa到180MPa之间,而且平均拉剪强度达到144.85MPa, 最高拉剪强度达到186.73MPa,是铝合金母材强度的88.5% (实验用5052铝合金拉剪强度为211MPa)。

图9是5052铝合金与镀锌钢搭接接头在最高拉剪强度186.73MPa时的断裂位置。与图9对应的负荷-位移曲线如图10所示。表明试样的断裂位置主要发生在铝合金侧的热影响区,这主要是由于热影响区在焊接过程中受热晶粒变粗大,力学性能降低造成的。 图11是拉剪断口形貌特征照片,断口大部分出现韧窝,断裂方式为韧性断裂。

3结论

(1)Pulsed DE-GMAW熔钎焊方法,实现了5052铝合金板与镀锌钢板异种金属的熔钎焊接,且得到的搭接接头外观成形良好、变形小。

(2)搭接接头界面中心区的金属间化合物层由铝侧针状或锯齿状的FeAl3金属间化合物层和钢侧平齐的Fe2Al5和Fe0.7Al3Si0.3金属间化合物层组成。搭接接头的显微硬度测试,进一步证明了搭接接头界面中心区由硬度高的金属间化合物组成。