以铝质铆钉为单元件的铝合金_钢的电阻单元焊_赵培峰.pdf

第44卷第7期2 0 2 3 年 7 月材 料 热 处 理 学 报TRANSACTIONS OF MATERIALS AND HEAT TREATMENTVol.44 No.7July2023DOI:10.13289/j.issn.1009-6264.2022-0635以铝质铆钉为单元件的铝合金/钢的电阻单元焊赵培峰1,2,赵江辉1,石红信1,2,邱然锋1,2(1.河南科技大学材料科学与工程学院,河南 洛阳 471023;2.有色金属共性技术河南省协同创新中心,河南 洛阳 471023)摘 要:以腿径为 6 mm 的铝质铆钉为单元件对铝合金 A6061 与低碳钢 Q235 进行电阻单元焊,并利用扫描电镜对接头界面区域进行了组织观察,研究了焊接电流、焊接时间对接头抗剪载荷和十字抗拉载荷的影响。结果表明:焊接电流大于 18 kA 时,靠近熔核的铆钉腿与上板钢的界面、上板钢与下板铝合金间界面生成了金属间化合物层。随着焊接电流增大、焊接时间的增加,接头的抗剪载荷和十字抗拉载荷均呈先增大后下降的变化趋势;当焊接电流为 26 kA、焊接时间为 300 ms、电极压力为 3.1 kN 时,接头的抗剪载荷达到最大,其值约为 5.86 kN。关键词:铝合金;钢;电阻单元焊中图分类号:TG441.2 文献标志码:A 文章编号:1009-6264(2023)07-0174-08收稿日期:2022-12-19 修订日期:2023-03-01基金项目:国家自然科学基金(51875177);河南省科技攻关项目(222102220067)作者简介:赵培峰(1972),男,副教授,博士,主要从事材料加工研究,E-mail:zpf_1972 。通信作者:邱然锋(1974),男,教授,博士,主要从事异种材料连接研究,E-mail:qiurf1221 。引用格式:赵培峰,赵江辉,石红信,等.以铝质铆钉为单元件的铝合金/钢的电阻单元焊J.材料热处理学报,2023,44(7):174-181.ZHAO Pei-feng,ZHAO Jiang-hui,SHI Hong-xin,et al.Resistance element welding between aluminum alloy and steel with an aluminium rivetJ.Transactions of Materials and Heat Treatment,2023,44(7):174-181.Resistance element welding between aluminum alloy and steel with an aluminium rivetZHAO Pei-feng1,2,ZHAO Jiang-hui1,SHI Hong-xin1,2,QIU Ran-feng1,2(1.School of Materials Science and Engineering,Henan University of Science and Technology,Luoyang 471023,China;2.Collaborative Innovation Center of Nonferrous Metals Generic Technology of Henan Province,Luoyang 471023,China)Abstract:The resistance element welding of aluminum alloy A6061 and low carbon steel Q235 was carried out with an aluminum rivet with leg diameter of 6 mm as the element,and microstructure of the joint interface area was observed by scanning electron microscopy.The effects of welding current and welding time on tensile shear load and cross tension load of the joint were studied.The results show that when the welding current is greater than 18 kA,the intermetallic compound layer is formed at the interface between the rivet leg near the nugget and the upper plate steel,and between the upper plate steel and the lower plate aluminum alloy.With the increase of welding current and welding time,the tensile shear load and cross tension load of the joint first increase and then decrease.When the welding current is 26 kA,the welding time is 300 ms,and the electrode pressure is 3.1 kN,the tensile shear load of the joint reaches the maximum,which is about 5.86 kN.Keywords:aluminum alloy;steel;resistance element welding 在节约能源、保护环境,发展低碳经济的要求下,汽车轻量化设计成为全行业竞争高地和重要发展引领方向1-3。汽车轻量化不仅要在车身,也要在动力传输系统等部件方面积极推行4。传动轴本身重量占动力系统部件重量比例较大,其轻量化性价比很高5。鉴于此,在一些轻卡、皮卡等车型中采用比强度高的铝合金等轻质材料制造传动轴已成为发展趋势6。传动轴作为汽车传动系统最重要零部件之一,在车辆行驶过程中承担传递旋转运动及转矩。传动轴的动平衡特性不仅是影响汽车高速可靠性和舒适性的关键因素之一,而且能影响其与关联件间的摩擦磨损7。与普通的钢质传动轴相似,铝质传动轴在挤压成形过程中,因工艺因素制约所得挤压件难免存在壁厚差而影响其动平衡特性。因此,需对传第 7 期赵培峰等:以铝质铆钉为单元件的铝合金/钢的电阻单元焊 动轴进行矫正以实现质量呈轴对称均匀分布、满足动平衡要求。虽然采用减材的方法能够有效地进行矫正,但是采用减材矫正不仅会损伤传动轴本体,矫正程度也受到限制8。因此,增材方法被广泛用于传动轴的矫正。通过焊接,对传动轴进行局部增材、质量补偿以实现动平衡。由于受到传动轴服役空间限制以及配重效率的影响,在铝质传动轴局部需配置密度较大的金属作为配重块。考虑到制造成本,一般采用低碳钢作为配重材料。鉴于此,在铝质传动轴的增材矫正中将不可避免地涉及到铝/钢异种材料的焊接。由于铝合金和钢在物理、冶金性能方面存在较大的差异,采用熔化焊方法焊接铝合金与钢难以获得可靠的接头9-10;而受传动轴结构的限制,一些施焊温度较低的扩散焊、搅拌摩擦焊、爆炸焊等固态连接方法也不适用。电阻点焊因具有操作简便、不需填充材料11,是一种适于传动轴增材补偿的焊接方法。但是归结于电阻点焊中母材局部发生熔化,异种材料具有较差的电阻点焊性12-13。针对于此,在电阻点焊基础 上 研 发 了 适 于 异 种 材 料 连 接 的 电 阻 单 元焊14-15。近年来,采用电阻单元焊对不同组合的铝合金/钢进行了焊接,如 A6061/22MnMoB16、A6061/HS1300T17、A6061/DP60018、A6061/Q23519、A5052/SPFC98020,并对接头组织、性能进行了研究。另外,Qiu 等21研究了以无帽铆钉为单元件的铝合金/钢电阻单元焊;Fei 等22将预制孔加工成圆台状、配以沉头铆钉为单元件焊接铝合金与钢,并分析了不同 电 极 组 合 对 接 头 质 量 的 影 响;Gnter 与Meschut23以锥形铆钉为单元件、在无预制孔情况下对铝合金与钢进行自穿透电阻单元焊。既往研究结果显示以钢为下板、以钢质铆钉为单元件对铝合金/钢进行电阻单元焊可成功地将接头承载界面转移至钢/钢(铆钉/下板)界面,从而改善了接头的性能21。为了实现将承载界面转至同种材料接合界面,在铝质传动轴补偿矫正时需采用铝质铆钉作为单元件进行电阻单元焊,然而有关以铝质铆钉为单元件的铝合金/钢电阻单元焊的报道却较少见。因此,本研究以铝合金板材和 Q235 板材为研究对象,选用铝质铆钉作为单元件,对其进行焊接,以期为拓宽铝合金在汽车中应用范围提供技术支撑。1 试验材料与方法 本研究选择 Q235 钢板为上板、A6061 铝合金板为下板进行试验,尺寸均为 100 mm30 mm2 mm,其化学成分见表 1。铆钉采用工业纯铝铆钉,图 1 为该铆钉的外观形貌及相关尺寸。表 1 试验材料化学成分(质量分数,%)Table 1 Chemical compositions of the experimental materials(mass fraction,%)MaterialAlCuTiZnMgCSiMnFeA6061Bal.0.20-0.40.250.300.6-1.1-0.5-0.850.200.8Q235-0.160.31.2Bal.图 1 铆钉尺寸及形貌(a)尺寸(mm);(b)形貌Fig.1 Size and morphology of the rivet(a)size(mm);(b)morphology 在 Q235 低碳钢板的焊接区域中心处采用机加工方法预制一个直径为 6 mm 的孔(与铆钉腿达到紧配合)。利用砂纸去除铝板、钢板和铆钉表面的氧化膜、毛刺等,然后使用无水乙醇在超声波清洗机内将其清洗后风干。焊接前,将风干后的铝板、钢板和铆钉按图 2 所示分别装配成抗剪和抗正拉用试样。点焊用焊接电极材料为 CuCr 合金,弧面电极端面直径为 6 mm。每种条件下焊接 5 组试样。焊接时分别变化焊接电流和焊接时间。保持焊接时间为300 ms、电极压力为 3.1 kN 不变情况下,从 14 kA 至28 kA 每 2 kA 变化焊接电流进行焊接。在 100 500 ms 范围内变化焊接时间(每隔 100 ms)进行焊接时,保持焊接电流为22 kA、电极压力为3.1 kN 不变。焊后,利用微机控制电子万能试验机(WDW-100D)在室温条件下以 1 mm/min 的速率分别对所焊接头进行拉伸剪切试验和十字拉伸试验。垂直于接合界面沿铆钉直径横切焊接接头,研磨、抛光后,利用光学显微镜(OLYMPUS PMG3)观察熔核区域微观组织;然后利用配有能谱仪(EDS)的扫描电镜(SEM,571 材 料 热 处 理 学 报第 44 卷 图 2 焊接试样装配示意图(a)抗剪用;(b)抗正拉用Fig.2 Schematic diagram of welding sample assembly(a)using for tensile shear;(b)using for cross tensionJEOL JSM-6300)对界面区域进行组织观察,并对特征区域进行成分分析。2 结果与分析 图 3(a)、3(b)和 3(c)分别为以铝质铆钉为单元件、在焊接电流为 16、20 和 26 kA 下焊接的 A6061 铝合金/Q235 低碳钢电阻单元焊接头(后称 A6061/Q235 REW 接头)横断面图像。如图 3 所示,在 3 个接头的单元件端部与下板铝合金的接触界面处均观察到了一个熔核。对比两个接头可以发现它们有以下两个共同的特点。首先,形成的熔核形状上下并不对称,铝合金侧呈圆弧状,而铆钉腿侧比较扁平,尤其低焊接电流焊接的接头比较明显。这主要因为铝合金的导热性比钢的好。焊接时,电流主要沿铆钉腿流向下板的铝合金,在二者的接触界面处析出的焦耳热较多,以此为中心形成了熔核。由于铝合金的热传导率比钢的大,在横向沿下板铝合金的散热量比沿Q235 钢板的要多。这导致了熔核横断面在铝合金侧的轮廓线呈圆弧状。第二,铆钉腿与上板的钢接合较好,没有观察到未焊合缺陷。在铆钉腿/钢界面处钢的边缘线保持较平直状态,说明此处的钢在焊接中没有发生熔化。图 3 A6061/Q235 REW 接头的横断面形貌(a)16 kA;(b)20 kA;(c)26 kAFig.3 Cross section morphology of the A6061/Q235 REW joints(a)16 kA;(b)20 kA;(c)26 kA 对比图 3(a)和 3(b)也能观察到两个接头在形态上也有所区别,主要表现在以下 6 个方面。第一,如图 3(a)所示,在熔核上方的铆钉腿区域和铆钉帽中能够观察到铆钉制作(拉拔-镦粗)时遗留的流线组织特征;而在图 3(b)中没有观察到这一现象。观察结果显示,当焊接电流大于 20 kA 时,在接头横断面上就观察不到铆钉的流线组织特征。这说明焊接电流较小时这些区域的组织特征没有因受热的作用而发生改变。第二,熔核的生长是否达到铆钉腿、上板、下板三者交界处(图 3a 中 M 处)有所不同。当焊接电流较小时(16 kA 以下),接头的熔核与图 3(a)相似,熔核两端尚未达到铆钉腿、上板、下板三者交界处,存有一定距离(V),并且焊接电流越小,距离 V 越大。当焊接电流大于 18 kA 时,接头的熔核与图 3(b)和 3(c)相似,熔核两端超越铆钉腿、上板、下板三者交界处,向外延伸一定距离(W),并且焊接电流越大,距离 W越大。随着焊接电流的增大,生成的热量增大,熔核随之长大。当焊接电流达到 18 kA 以上,熔核横向长大至上板的钢处(在径向,熔核充满铆钉腿),因钢的熔点较高而未发生熔化,但熔核还继续沿下板向外长大,形成如图 3(b)和 3(c)所示的样式。第三,在厚度方向上熔核的长大也不一致。随着焊接电流的增大,熔核长大在横向受阻后,沿厚度方向快速长大。由于铆钉厚度(铆钉腿长+帽厚)大于下板厚度,为熔核生长提供空间,所以向铆钉侧长大速度大于向下板侧的。当焊接电流达到 22 kA 以上时,铆钉和下板全被熔透。671第 7 期赵培峰等:以铝质铆钉为单元件的铝合金/钢的电阻单元焊 第四,电极压痕深度不同。如图 3(a)所示,较低焊接电流焊接的接头的电极压痕较浅;较大焊接电流焊接的接头的电极压痕较深。由于焊接电流增大,电极夹持区熔融金属增大、对电极压力的抵抗能力减小,所以压痕随之加深。第五,如图 3(a)所示焊接电流为 16 kA 的接头的铆钉帽外边缘部向上略有翘曲,与上板 Q235 未能贴合。这是由于点焊过程中发生了塑性变形。在电极压力作用下,上下电极夹持区高温金属被压而发生塑性变形,致使铆钉帽如同杠杆一样受力,而上板低碳钢的预制孔上边沿处(图 3a 中 N 处)则为支点。这样一来,处于电极之下的铆钉帽中心区域受压,外边缘部则向上翘曲变形。但是,当焊接电流大于20 kA 时,接头横断面形貌如图 3(b)和 3(c)所示,铆钉帽与上板 Q235 贴合良好,没有发生翘曲。如前所述,采用较大焊接电流焊接,接头塑性变形大、电极压痕深。由于所用电极为弧面电极,电极压痕深度的增大导致电极与板材接触面积增大。在接触面直径大于铆钉腿直径情况下,前述的 N 处(图 3a)的杠杆支点作用将不存在,铆钉帽整体被电极压到到上板,使之贴合。第六,在图 3(b)和 3(c)中观察到了熔核内有孔洞形成。试验结果显示焊接电流超过 16 kA 所得接头的熔核内均观察到了孔洞的形成。从孔洞尺寸和形态可以判定这些孔洞为缩孔。焊接电流越大,熔化的金属越多,产生的塑变越大,导致形成的缩孔越严重24。图 4(a)为 A6061/Q235 REW 接头熔核边缘附近的显微组织,图像取自于图 3(b)中 E 所示位置。在熔核外缘观察到宽度约为 350 m 的粗大柱状晶层。柱状晶的方向近似垂直熔核外沿线,与散热方向一致。这是熔核凝固过程中,以四周固态壁为非均匀形核质点进行联生结晶,然后通过择优生长,形成了与散热方向一致的柱状晶层。在粗大柱状晶层外侧观察到宽窄不一的热影响区(HAZ)。在热影响区中,晶界发生了粗化。这是由于传导过来的热使处于晶界处的低熔点物质发生了熔化所致。从粗大柱状晶层向熔核中心,熔核组织特征也有所不同。在粗大柱状晶层内侧虽然仍形成的是柱状晶,但其明显细化。根据散热条件,熔核的凝固是从外缘开始的。随着冷却、凝固的继续,溶质被排至凝固的固/液面前沿使形核质点增加,所以形成的晶粒细小。由于距离熔核外沿很近,散热条件仍未有较大的变化,形成的仍是柱状晶。当凝固到熔核中心区域,周围散热条件趋于相同,形成了无方向性的等轴晶,如图 4(b)所示(取自图 3b 中 F处)。另外,在熔核中心区域还观察了若干个微小孔洞。这些孔洞与图 3 中的孔洞有所不同。从孔洞的大小、形态来看这些微小孔洞为氢气孔25。氢在液、固态铝中的溶解度差别极大,熔核金属凝固时氢随之析出,但由于凝固速度较大,来不及析出的氢在晶界处形成了气孔。虽然,焊接前对材料进行了清洗和风干,但材料表面残余水分也很难避免,这是造成氢气孔形成的原因。图 4 接头的显微组织(a)熔核边缘区域;(b)熔核中心区域Fig.4 Microstructure of the joint(a)edge zone of nugget;(b)center zone of nugget 图 5(a)、5(b)、5(c)和 5(d)为 16 kA 焊接电流条件下焊接的 A6061/Q235 REW 接头中各界面区的SEM 图像,它们分别取自图 3(a)中 A1、B1、C1和 D1处。如图 5(a)和 5(b)所示,在铆钉帽/上板钢、上板771 材 料 热 处 理 学 报第 44 卷钢/下板铝合金的界面处观察到了缝隙存在,说明这些地方没有发生冶金接合。由于焊接电流较小,形成于铆钉腿端部与下板界面处的熔核较小,且A1、B1(图 3 中)两处距离熔核较远,焊接中这两处的温度较低,没有达到接合的要求。相似的还有铆钉腿与上板界面的 C1(图 3)处,其 SEM 照片如图 5(c)所示。该处也没有产生冶金接合。图 5(d)显示了靠近熔核的铆钉腿/上板界面处 SEM 图像。如图 5(d)所示,在界面处既没有观察到缝隙,也没有观察到反应物的生成,但铝和钢在界面处形成良好的接合。焊接电流为 16 kA 时,形成的熔核在横向还不能完全充满铆钉腿,也就说在铆钉腿/上板界面仍为固/固接合界面。尽管 D1处距离熔核较近,但点焊时间很短,所以该处的高温停留时间较短、界面反应物未能得以长大。图 5(e)、5(f)、5(g)和 5(h)为 20 kA 焊接电流条件下焊接的 A6061/Q235 REW 接头中各界面区的SEM 图像,它们分别取自图 3(b)中 A2、B2、C2和 D2处。焊接电流为 20 kA 时,在铆钉帽与上板界面处(图 5e)能观察到断续的反应层生成。与图 5(a)相比可知,增大焊接电流能使铆钉帽与上板之间形成冶金接合。如图 5(f)所示,在上板/下板界面(图 3 中B2处)观察到连续的层状反应物生成,其厚度约为1.5 m。在铆钉腿与上板间界面也观察到了连续反应物层生成,如图 5(g)和 5(h)所示。越靠近下端,生成于铆钉腿与上板界面的反应层越厚,最厚处约为3.5 m。对界面反应层(图 5 中 A3、B3和 C3处)成分分析显示反应层内 Fe 和 Al 含量(原子)比在12.31 3.0 之间。根据 Al-Fe 二元相图26,界面反应层主要由 Fe2Al5金属间化合物构成。从形态上来看,生成于各界面的金属间化合物层的形貌与前期报道19相一致。与焊接电流为 16 kA 的接头相比,20 kA 焊接电流的接头各界面均达到冶金接合,并在各界面形成了金属间化合物层。焊接电流的增大,不仅能生成较多的焦耳热,且能使熔核增大而使各界面至熔核距离减少。这样一来,各界面加热温度得到提高、高温停留时间也有所加长,促进了界面金属间化合物层的生长。图 5 接头界面的 SEM 图像(a)取自 A1处;(b)取自 B1处;(c)取自 C1处;(d)取自 D1处;(e)取自 A2处;(f)取自 B2处;(g)取自 C2处;(h)D2处(图 3 中)Fig.5 SEM images of the joint interface(a)taken from A1;(b)taken from B1;(c)taken from C1;(d)taken from D1;(e)taken from A2;(f)taken from B2;(g)taken from C2;(h)taken from D2(in Fig.3)图 6 为焊接电流对 A6061/Q235 REW 接头抗剪载荷(Tensile shear load:TSL)和十字抗拉载荷(Cross-tension load,CTL)的影响。如图 6 所示,A6061/Q235 REW 接头的 TSL 和 CTL 值随焊接电流的增加呈先增大后降低的变化趋势。在 1420 kA 焊接电流范围内,A6061/Q235 REW 接头的 CTL 随焊接电流的增大而增大;当焊接电流超过 20 kA 后,接头的 CTL随焊接电流的增大而降低。焊接电流为 20 kA 时所得接头具有最高的 CTL,约为1.89 kN。另一方面,当焊接电流为 26 kA 时,A6061/Q235 REW 接头的 TSL871第 7 期赵培峰等:以铝质铆钉为单元件的铝合金/钢的电阻单元焊 达到最大,约为 5.86 kN。A6061/Q235 REW 接头十字抗拉载荷主要与铆钉腿端部/下板界面处熔核直径、上板/下板接合宽度(图 3b 中 W 所标)有关。随着焊接电流的增大,铆钉腿端部/下板间的熔核逐渐长大,当焊接电流大于 18 kA 时熔核则径向充满铆钉腿(直径为 6 mm),同时熔核内的孔洞也随焊接电流的增大而变得严重。再继续增大焊接电流,熔核直径增大受阻,上板/下板接合宽度 W 增加缓慢。在熔核直径、板/下板接合宽度 W 和熔核内孔洞缺陷两类因素共同作用下,A6061/Q235 REW 接头的 CTL 随焊接电流的增加呈先增大后降低的变化趋势。图 6 焊接电流对 A6061/Q235 REW 接头的 TSL和 CTL 的影响Fig.6 Effect of welding current on the TSL and CTL of the A6061/Q235 REW joints从图 6 可以看出,按照接头 TSL 值的大小,A6061/Q235 REW 接头可分为 3 个档次。首先,当焊接电流为 14 kA 时,焊接热输入量较小,仅有铆钉腿端部与铝板接触面的部分金属熔化,熔核较小,因此接头的 TSL 值较低。然后,当焊接电流为 1620 kA时,A6061/Q235 REW 接头的 TSL 约为 2.5 kN。这时接头熔核在径向上接近或完全充满了铆钉腿,且熔核内形成的孔洞缺陷较轻微,所以所得接头性能趋于稳定。最后,在 22 28 kA 的焊接电流范围内,A6061/Q235 REW 接头的 TSL 约为 5.0 kN。这时的接头熔核不仅在径向充满铆钉腿,而且在厚度方向上熔核也充满了铆钉腿,使得铆钉腿与上板之间形成了冶金接合,加固了接头。因此,在 2228 kA 的焊接电流范围内所得接头的 TSL 较高。但是,由于焊接电流过大,不仅形成了较严重的孔洞、电极压痕等缺陷,而且还使得形成于铆钉腿/上板、上板/下板界面的金属间化合物层变厚,进而影响接头性能。这也是焊接电流超过 26 kA 后,接头 TSL 下降的原因。图 7 为焊接时间对 A6061/Q235 REW 接头 TSL和 CTL 的影响。A6061/Q235 REW 接头的 TSL 和CTL 随着焊接时间的增加也呈先增大后降低的变化趋势,TSL 和 CTL 分别在 400 和 200 ms 的焊接时间达到最大,为 5.58 和 2.96 kN。如同焊接电流一样,焊接时间也是影响焦耳热生成的一个因素。焊接时间的增加,能生成较多的焦耳热、使更多的金属熔化而形成较大的熔核;但是焊接时间过长,不仅能使熔核内孔洞、电极压痕变得严重,而且也使界面金属间化合物层变厚。这两方面因素的共同作用使接头的TSL 和 CTL 随着焊接时间的延长呈先增加后降低的变化趋势。但是,相对于 TSL,载荷垂直于界面的CTL 对孔洞、上板/下板界面金属间化合物层等不连续缺陷更加敏感,这是随焊接时间的延长接头 CTL比 TSL 先达到拐点的原因。图 7 焊接时间对 A6061/Q235 REW 接头的 TSL和 CTL 的影响Fig.7 Effect of welding time on the TSL and CTL of the A6061/Q235 REW jointsA6061/Q235 REW 接头无论是抗剪试验,还是十字抗拉试验,其破坏形式均为铆钉腿断裂。图 8(a)和 8(b)分别显示了典型的抗剪破坏接头铝合金侧和钢侧的断口形貌。从图 8 中可以观察到接头破坏主要是铆钉腿在上板钢与下板铝合金界面处断裂。图8(c)为 P 处的放大的 SEM 图。如图 8(c)所示,在靠近熔核中心区域的断口上观察到了孔洞。这说明接头破坏时裂纹扩展通过了孔洞。接头熔核内孔洞的形成减少了接头承载面积,影响了接头性能。在靠近熔核外缘区域的断口观察到撕裂的痕迹。图 8(d)为Q 处的放大图,从中观察到呈抛物状的韧窝,这表明接头断裂属于韧性断裂。971 材 料 热 处 理 学 报第 44 卷图 8 接头断口形貌(a)铝合金侧;(b)钢侧;(c)P 处放大图;(d)Q 处放大图Fig.8 Fracture surface images of the joints(a)aluminum alloy side;(b)steel side;(c)enlarged view at P position;(d)enlarged view at Q position3 结论 1)以铝质铆钉为单元件对铝合金与低碳钢进行电阻单元焊时,在铆钉腿端部/下板铝合金界面处形成了铝质熔核;2)铝质熔核是由外缘的粗大柱状晶、中心区域的等轴晶以及二者之间的细柱状晶构成;3)焊接电流大于 18 kA 时,在铆钉腿与上板钢的界面、上板钢与下板铝合金间部分界面生成了金属间化合物层,实现了冶金接合;4)随焊接电流增大、焊接时间的增加,A6061/Q235 REW 接头抗剪载荷和十字抗拉载荷呈先增大后降低的变化趋势,当焊接电流为 26 kA、焊接时间为 300 ms、电极压力为 3.1 kN 时所焊接头的抗剪载荷达到最大,其值约为 5.86 kN。参考文献 1 李永兵,马运五,楼铭,等.轻量化薄壁结构点连接技术研究进展J.机械工程学报,2020,56(6):125-146.LI Yong-bing,MA Yun-wu,LOU Ming,et al.Advances in spot joining technologies of lightweight thin-walled structuresJ.Journal of Mechanical Engineering,2020,56(6):125-146.2 陈宇豪,薛松柏,王博,等.汽车轻量化焊接技术发展现状与未来J.材料导报,2019,33(Z2):431-440.CHEN Yu-hao,XUE Song-bai,WANG Bo,et al.Development status and future direction of 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