高速列車用鋁合金電阻點(diǎn)焊接頭的宏觀形貌與性能

生士軍

(南車青島四方機(jī)車車輛股份有限公司，山東 青島266111)

0序言

隨著現(xiàn)代交通的高速發(fā)展，高速列車作為軌道交通的代表應(yīng)運(yùn)而生。而高速列車多采用動力分散式[1]，這對列車車體的輕量化提出了更高的要求。由于鋁合金比強(qiáng)度高，導(dǎo)熱性和耐蝕性好，且材料可以再生利用，因此鋁合金在高速列車制造上具有其他材料不可替代的功能。從設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)方面考慮，板梁結(jié)構(gòu)可以保持車體質(zhì)量最低，廣泛用于鋁合金車體端墻結(jié)構(gòu)中。該結(jié)構(gòu)主要采用手工MIG焊工藝和電阻點(diǎn)焊工藝，與MIG焊工藝相比，電阻點(diǎn)焊工藝可以更大程度的降低端墻外板的變形量，減少調(diào)修量。但電阻點(diǎn)焊目前尚未存在有效的無損檢測方法，且國內(nèi)有關(guān)鋁合金電阻點(diǎn)焊工藝的研究都是針對汽車車身等相對較薄的材料[2]，對于高速列車中用A7N01S-T5及A5083-P材料的研究尚未存在，因此研究電阻點(diǎn)焊的焊接工藝參數(shù)對其接頭的宏觀形貌及性能的影響對高速列車的實(shí)際生產(chǎn)具有重要的指導(dǎo)意義。

1 試驗(yàn)材料與方法

1.1 試驗(yàn)材料

論文采用5mm厚的A7N01S-T5和4mm厚的A5083-P板材作為被焊材料。其中A7N01S-T5為Al-Zn-Mg合金，是熱處理強(qiáng)化鋁合金，其強(qiáng)化相為MgZn2，具有很好的自然時效性能；A5083-P為Al-Mg合金，屬非熱處理強(qiáng)化鋁合金。兩種材料的主要化學(xué)成分及力學(xué)性能如表1和表2所示。

表1 A7N01S-T5和A5083-P的主要化學(xué)成分[3]

表2 A7N01S-T5和A5083-P的力學(xué)性能

表3 電阻點(diǎn)焊試驗(yàn)參數(shù)

1.2 電阻點(diǎn)焊試驗(yàn)

試驗(yàn)采用額定功率為350kVA，最大容量為960kVA的三項(xiàng)整流式自動點(diǎn)焊系統(tǒng)。試樣規(guī)格為200mm×50mm，按照EN15085-3《鐵路上的應(yīng)用-鐵路車輛及其部件的焊接-設(shè)計(jì)要求》附錄F中的要求并按表3中的點(diǎn)焊參數(shù)進(jìn)行電阻點(diǎn)焊。由于點(diǎn)焊時分流作用的影響，每組試樣進(jìn)行3次點(diǎn)焊，且取受分流作用影響較大的第三個點(diǎn)作為最終的焊接接頭，以觀察其宏觀形貌。

取點(diǎn)焊接頭宏觀形貌較好的一組焊接參數(shù)，并按照EN14273-2001《電阻點(diǎn)焊、縫焊和浮凸焊接剪切試驗(yàn)的程序和樣品尺寸》中的要求制作剪切試樣，并進(jìn)行剪切試驗(yàn)。

取剪切試驗(yàn)中的焊接參數(shù)，并按照ISO10447-2006《電阻焊電阻點(diǎn)焊與凸焊的剝離和鑿削試驗(yàn)》中的要求制作剝離和鑿削試樣，并進(jìn)行剝離和鑿削試驗(yàn)。

2試驗(yàn)結(jié)果與分析

試驗(yàn)結(jié)果如圖1(a～g)所示，各組接頭的焊核直徑見表4。

圖1 電阻點(diǎn)焊接頭宏觀形貌

表4 各組點(diǎn)焊接頭的熔核直徑

2.1 電極壓力對點(diǎn)焊接頭宏觀形貌的影響

從組1和組2的試驗(yàn)結(jié)果中可知，在焊接電流和時間相同的情況下，電極壓力由21.4kN減小到17.6kN時，其熔核直徑由3.5mm增大到5.5mm。這說明隨著電極壓力的減小，熔核直徑會相應(yīng)增加。因?yàn)殡姌O壓力增大會使金屬的彈性和塑性變形增加，這對壓平接觸面的凹凸不平和破壞不良導(dǎo)體的膜有利，進(jìn)而使其接觸電阻減小，相反則接觸電阻增大。根據(jù)焦耳定律可知，這會增加焊接區(qū)的電阻熱，進(jìn)而熔化區(qū)面積增加，最終導(dǎo)致熔核直徑增加。

2.2 焊接電流對點(diǎn)焊接頭宏觀形貌的影響

從組2、3、4的試驗(yàn)結(jié)果中可以看出，在通電時間及電極壓力不變的情況下，當(dāng)焊接電流分別為55kA，56kA，57kA時，對應(yīng)的熔核直徑為5.5mm，6mm，7mm。這說明當(dāng)焊接電流增加時，接頭的熔核直徑也相應(yīng)增加，且基本符合線性關(guān)系，如圖2所示。

圖2 焊接電流對熔核直徑的影響

從組2、3、4接頭宏觀形貌中還可以發(fā)現(xiàn)，接頭斷面的形狀為橢圓形，且沿接觸面對稱分布，當(dāng)焊接電流增加時，橢圓的面積也相應(yīng)均勻的增加，并沒有突變成不規(guī)則的斷面。這說明在一定范圍內(nèi)，焊接電流的增加對電阻熱的貢獻(xiàn)是均勻變化的。所以要想獲得較為理想直徑的點(diǎn)焊接頭，在一定范圍提高焊接電流是最直接，也是最有效的途徑之一。

2.3 通電時間對點(diǎn)焊接頭宏觀形貌的影響

分析組4、5、6、7的試驗(yàn)結(jié)果可知，在焊接電流和電極壓力不變的前提下，延長通電時間，其熔核直徑在12ms到14ms之間變化較大，在14ms～16ms之間變化較為平緩，變化趨勢如圖3所示。這是因?yàn)殇X合金材料的熔點(diǎn)低，導(dǎo)熱快，導(dǎo)致點(diǎn)焊時接頭的高溫軟化區(qū)較大，對通電時間的變化非常敏感，程方杰等認(rèn)為通電時間每增加1周波，軟化區(qū)顯著增加。且300℃以上的區(qū)域隨通電時間的增加擴(kuò)大更為明顯。此時接觸面已經(jīng)形成了完全的金屬接觸，導(dǎo)致接觸電阻降低，從而電阻產(chǎn)熱將大幅度下降。所以當(dāng)通電時間繼續(xù)增加時，熔核直徑方向的尺寸已基本長到極限，此時主要體現(xiàn)在厚度方向的緩慢增長[4]。有研究表明，熔核的直徑是影響點(diǎn)焊接頭強(qiáng)度的直接因素，兩者成正比關(guān)系；而厚度方向的增加對接頭強(qiáng)度影響很小，且從組5、6、7接頭表面的下壓量來看，組7接頭的下壓量明顯過大，這在實(shí)際的生產(chǎn)中會影響產(chǎn)品的表面質(zhì)量，是需要避免的。

圖3 通電時間對點(diǎn)焊接頭熔核直徑的影響

2.4 點(diǎn)焊接頭剪切試驗(yàn)

從以上7組接頭的宏觀形貌的綜合分析得知，組6的焊接工藝參數(shù)為7組試驗(yàn)中最佳，取組6的工藝參數(shù)進(jìn)行點(diǎn)焊接頭的剪切試驗(yàn)，其結(jié)果見表5和圖4。從圖4中可觀察到，相同工藝參數(shù)的條件下，每個焊點(diǎn)的剪切力相差較大，但都在一定范圍內(nèi)波動。剪切力的最低值為7.55kN，最高值為14.62kN，平均值為11.17kN。所得結(jié)果滿足EN15085-3附錄F中的要求。

表5 電阻點(diǎn)焊接頭剪切試驗(yàn)結(jié)果

圖4 電阻點(diǎn)焊剪切試驗(yàn)結(jié)果分布情況

2.5 點(diǎn)焊接頭剝離和鑿削試驗(yàn)

同樣取組6的焊接工藝參數(shù)進(jìn)行點(diǎn)焊接頭的剝離和鑿削試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果如表6和表7所示。

表6 電阻點(diǎn)焊接頭剝離試驗(yàn)結(jié)果

表7 電阻點(diǎn)焊接頭鑿削試驗(yàn)結(jié)果

分析點(diǎn)焊接頭剝離試驗(yàn)結(jié)果可知，其熔核最小直徑為8.5mm，平均直徑為9.8mm，鑿削試驗(yàn)的熔核最小直徑為8.5mm，平均直徑為9.6mm。試驗(yàn)結(jié)果符合EN15085-3附錄F中的規(guī)定的最小值。

3 結(jié)論

1）在一定范圍內(nèi)，電極壓力減小，被焊工件接觸電阻增大，熔化區(qū)面積增加，最終導(dǎo)致熔核直徑增加。

2）在一定范圍內(nèi)，焊接電流與接頭的熔核直徑符合線性關(guān)系，提高焊接電流是增加接頭熔核直徑最直接，最有效的途徑之一。

3）延長通電時間在一定范圍內(nèi)可以增加熔核直徑，但繼續(xù)增加通電時間時，主要體現(xiàn)在熔核厚度方向的增長，且會導(dǎo)致接頭表面下壓量過大。

4）點(diǎn)焊接頭剪切試驗(yàn)、剝離和鑿削試驗(yàn)驗(yàn)證了上述結(jié)論的適用性，對實(shí)際的生產(chǎn)具有重要的指導(dǎo)意義。

［1］何如.高速列車鋁合金焊接接頭疲勞性能研究[M].北京:北京交通大學(xué)，2008，6.

［2］倪建東，劉新霞，宋永倫.轎車車身6061鋁合金的中頻點(diǎn)焊工藝及接頭性能研究[J].電焊機(jī)，2009，39(7):41.

［3］張鐵浩，李振江.鐵道車輛鋁合金車體電阻點(diǎn)焊缺陷分析及預(yù)防措施[J].裝備制造技術(shù)，2013(4):59.

［4］程方杰，單平，廉金瑞，胡繩蓀.鋁合金電阻點(diǎn)焊的形核特點(diǎn)[J].焊接學(xué)報(bào)，2003，24(2):37-38.