工程科学学报，第38卷，第7期：979985,2016年7月 Chinese Journal of Engineering,Vol.38,No.7:979-985,July 2016 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2016.07.013:http://journals.ustb.edu.cn 焊接电流对镁/镀锌钢TG熔一钎焊接头显微组织与 力学性能的影响 洪 淼，袁新建区，梁雪波 重庆大学材料科学与工程学院，重庆400045 ☒通信作者，E-mail:xinjianyuan@cu.cdu.cn 摘要采用TG熔一钎焊焊接方法，以镁合金焊丝为填充材料，对镁合金与镀锌钢进行连接实验，并分析热输入量对接头显 微组织和力学性能的影响.热输入量过小会阻碍镁/钢界面反应层的形成而使得焊缝难以焊合，热输入量过大又会促进焊缝 内部脆性第二相的长大，降低接头力学性能.接头强度随着焊接电流和焊接速度的增大都呈现先上升后下降的趋势，电流为 70A时强度达到最大，该值接近AZ31B母材的88.7%.此时断裂发生于焊缝熔焊区，断面出现大量韧窝和撕裂棱，呈现出塑 性断裂特征 关键词镁合金：钢：TG熔焊；钎焊；显微组织：力学性能 分类号TC457 Effect of heat input on the microstructure and mechanical properties of TIG welded-brazed magnesium/steel joints HONG Miao,YUAN Xin-jian,LINAG Xue-bo College of Materials Science and Engineering,Chongqing University,Chongqing 400045,China Corresponding author,E-mail:xinjianyuan@cqu.edu.cn ABSTRACT A tungsten inert gas (TIG)welding-brazing technology using an Mg-based filler was developed for joining Mg alloys to steel.The effects of heat input on the microstructure and mechanical properties of Mg/steel joints were investigated.The results indi- cate that the joining strength of the joints is poor with low heat input,owing to insufficient metallurgical reaction between the Mg alloy and steel.But with excessive heat input,the growth of the brittle second phase in the seam occurs,resulting in the decrease of me- chanical properties.The joining strength of the joints increases first and then decreases with the increase of welding current and weld- ing speed.An acceptable joint is obtained with a welding current of 70 A,representing 88.7%joint efficiency relative to AZ31B base material.With this parameter,fracture occurs at the fusion zone and the fracture surface is characterized by equiaxed dimple patterns accompanied with lamellar tearing.The fracture surface embodies the characteristics of plastic fracture. KEY WORDS magnesium alloys:steel:TIG welding:brazing;microstructure:mechanical properties 金属镁及其合金是最轻的金属结构材料，其密度为异质金属连接的热点问题，实现镁/钢异质金属的高 仅为1.74gcm3,且比强度高，尺寸稳定，导热导电性 效连接具有重大工程意义四.但是，由于镁和钢之间 好，易于加工成形m,因而被广泛应用于航空航天、军巨大的物理化学性质差异，如熔点差异大、共熔性小且 工产业等领域.钢因其良好的力学性能可满足不同的 治金不相熔，使得传统的熔焊方法难以实现其可靠 生产要求而成为工业生产中使用最广泛结构材料.作 连接回. 收稿日期：2015-07-10 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51205428)：中央高校基本科研业务费资助项目(CDJZR13130040,CDJZR12130047)
工程科学学报，第 38 卷，第 7 期: 979--985，2016 年 7 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 38，No． 7: 979--985，July 2016 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2016． 07． 013; http: / /journals． ustb． edu． cn 焊接电流对镁 /镀锌钢 TIG 熔--钎焊接头显微组织与 力学性能的影响 洪 淼，袁新建，梁雪波 重庆大学材料科学与工程学院，重庆 400045 通信作者，E-mail: xinjianyuan@ cqu． edu． cn 摘 要 采用 TIG 熔--钎焊焊接方法，以镁合金焊丝为填充材料，对镁合金与镀锌钢进行连接实验，并分析热输入量对接头显 微组织和力学性能的影响． 热输入量过小会阻碍镁/钢界面反应层的形成而使得焊缝难以焊合，热输入量过大又会促进焊缝 内部脆性第二相的长大，降低接头力学性能． 接头强度随着焊接电流和焊接速度的增大都呈现先上升后下降的趋势，电流为 70 A 时强度达到最大，该值接近 AZ31B 母材的 88. 7% ． 此时断裂发生于焊缝熔焊区，断面出现大量韧窝和撕裂棱，呈现出塑 性断裂特征． 关键词 镁合金; 钢; TIG 熔焊; 钎焊; 显微组织; 力学性能 分类号 TG457 Effect of heat input on the microstructure and mechanical properties of TIG welded--brazed magnesium / steel joints HONG Miao，YUAN Xin-jian ，LINAG Xue-bo College of Materials Science and Engineering，Chongqing University，Chongqing 400045，China Corresponding author，E-mail: xinjianyuan@ cqu． edu． cn ABSTＲACT A tungsten inert gas ( TIG) welding--brazing technology using an Mg-based filler was developed for joining Mg alloys to steel． The effects of heat input on the microstructure and mechanical properties of Mg / steel joints were investigated． The results indicate that the joining strength of the joints is poor with low heat input，owing to insufficient metallurgical reaction between the Mg alloy and steel． But with excessive heat input，the growth of the brittle second phase in the seam occurs，resulting in the decrease of mechanical properties． The joining strength of the joints increases first and then decreases with the increase of welding current and welding speed． An acceptable joint is obtained with a welding current of 70 A，representing 88. 7% joint efficiency relative to AZ31B base material． With this parameter，fracture occurs at the fusion zone and the fracture surface is characterized by equiaxed dimple patterns accompanied with lamellar tearing． The fracture surface embodies the characteristics of plastic fracture． KEY WOＲDS magnesium alloys; steel; TIG welding; brazing; microstructure; mechanical properties 收稿日期: 2015--07--10 基金项目: 国家自然科学基金资助项目( 51205428) ; 中央高校基本科研业务费资助项目( CDJZＲ13130040，CDJZＲ12130047) 金属镁及其合金是最轻的金属结构材料，其密度 仅为 1. 74 g·cm － 3，且比强度高，尺寸稳定，导热导电性 好，易于加工成形［1］，因而被广泛应用于航空航天、军 工产业等领域． 钢因其良好的力学性能可满足不同的 生产要求而成为工业生产中使用最广泛结构材料． 作 为异质金属连接的热点问题，实现镁/钢异质金属的高 效连接具有重大工程意义［2］． 但是，由于镁和钢之间 巨大的物理化学性质差异，如熔点差异大、共熔性小且 冶金不相熔，使得传统的熔焊方法难以实现其可靠 连接［3］．
·980· 工程科学学报，第38卷，第7期 目前，镁/钢的焊接主要有扩散焊、搅拌摩擦焊、激 接时热量集中，焊件变形小：电弧稳定性好，焊接过程 光熔-钎焊等-.Elthalabawy和Khan以316L不 易于实现机械化和自动化2-.另外，i等和Liu 锈钢和AZ31镁合金为实验对象，采用扩散焊实现了 等的研究发现，镀锌钢表面的锌层能增强液态镁在 镁和钢的连接，接头强度达到54MPa:但扩散焊对焊材 钢表面的润湿性以及与钢之间的结合作用. 的表面精度要求高，且效率低，成本高，难于满足大批 综上所述，为了达到操作简单、成本低、应用广且 量生产的需求.Jana等a采用搅拌摩擦焊对AZ3l镁 性能好的目的，本文选用AZ31B镁合金焊丝，采用TIG 合金和镀锌钢进行焊接，发现在镁和钢之间形成少量 熔钎焊的方法对AZ31B镁合金与镀锌钢进行操作， 镁一锌金属间化合物，其接头强度达到镁合金母材的 利用电弧产生的热量熔化形成熔池，并且保持钢在焊 80%:但搅拌摩擦焊易受工件形状和尺寸的限制，主要 接过程中不熔化，与熔池作用形成钎焊接头·本文在 适用于大型板材的焊接，小型构件上的应用受限.李 镁/钢TIG熔钎焊的工艺实验基础上研究接头的微观 俐群等田采用激光熔-钎焊对AZ31B镁合金与201不 组织及力学性能，以及实验热输入量对接头质量的影响 锈钢实现有效连接，在接头钎焊侧界面发生治金反应， 1实验材料及内容 界面处生成1~2μm的反应层，接头强度达到镁合金 母材的71%：但激光焊有着设备昂贵、能量转换率低、 实验用焊丝为AZ31B镁合金、母材为AZ31B镁合 渗透厚度有限等缺陷，不易于广泛应用.相对于以上 金板和HSLA350镀锌双相钢，其中焊丝直径为1mm, 几种焊接方法，钨极惰性气体保护(TIG)熔一钎焊有以 镁合金板尺寸为50mm×80mm×1mm,不锈钢板尺寸 下优点：焊接成本低，焊接时电弧和熔池可见性好，操 规格为50mm×80mm×1.5mm.镁合金板与镀锌双相 作方便：焊缝保护较好，焊缝金属纯度高且性能好；焊 钢板的化学组成分别见表1. 表1镁合金与双相钢化学成分（质量分数） Table 1 Chemical compositions of the A231B magnesium alloy and dual-phase steel (wt%) 元素 Al Zn Mn Fe Mg Ca Mo Si Cr Ni AZ31B 2.5-3.50.61.40.2-1.00.003 余量 0.04 0.10 0.001 HSLA350 0.62 余量 0.05 0.030.0050.05 0.040.010 焊前将镁板和镀锌钢进行清洗去油污处理，并对 块试样测试强度后取平均值.利用金相显微镜(OM) 镁板进行机械打磨及抛光以消除表面氧化层.TIG 和扫描电镜(SEM,TESCAN VEGAII)、能谱分析 熔-钎焊机型号为YC-300WP5HGN,保护气为氩气. (EDS)、X射线衍射(XRD)等手段对接头的微观组织 焊接过程如图1(a)所示.因镁的熔点远小于钢，故将 和成分进行观察和分析. 镁板搭接在钢板之下，搭接部分宽度为18mm.焊接电 2结果与分析 流依次为50、60、70、80和90A,焊机的脉冲频率为1 z,焊枪行驶速度0.2m·min,送丝速度0.6m· 2.1焊缝宏观形貌 minl.当焊接电流为70A时改变焊接速率（焊枪行驶 图2(a)~(c)分别为50、70与90A下的TIG熔- 速率)进行对照实验，焊接速率分别为0.l5m·min和 钎焊焊缝表面形貌宏观图.由图可见，焊缝形貌均匀 0.25mmin,控制其余参数不变.焊后将每块焊件切 整齐，熔池呈鱼鳞状排列.对比三组实验发现焊缝宽 割为宽约15mm的拉伸试样，并在两端分别粘上一小 度随着焊接电流增大而变大，说明焊接电流越大，焊缝 块金属片（图2(b)).利用万能材料试验机进行拉剪 所获得的能量越高，母材熔化量越多，故熔池面积越 试验，拉伸速率为l.5mm·min.每项参数下选取五 大，焊缝越宽 AZ31B 2 以 得枪 80 mm 焊拉行驶方向 焊缝 图1TG熔-钎焊示意图.(a)焊接过程：(b)拉剪试验 Fig.1 Schematic diagram of TIG welding-brazing:(a)joining process:(b)tensile-shear test
工程科学学报，第 38 卷，第 7 期 目前，镁/钢的焊接主要有扩散焊、搅拌摩擦焊、激 光熔--钎焊等［4--7］． Elthalabawy 和 Khan［8--9］以 316L 不 锈钢和 AZ31 镁合金为实验对象，采用扩散焊实现了 镁和钢的连接，接头强度达到54 MPa; 但扩散焊对焊材 的表面精度要求高，且效率低，成本高，难于满足大批 量生产的需求． Jana 等［10］采用搅拌摩擦焊对 AZ31 镁 合金和镀锌钢进行焊接，发现在镁和钢之间形成少量 镁--锌金属间化合物，其接头强度达到镁合金母材的 80% ; 但搅拌摩擦焊易受工件形状和尺寸的限制，主要 适用于大型板材的焊接，小型构件上的应用受限． 李 俐群等［11］采用激光熔--钎焊对 AZ31B 镁合金与 201 不 锈钢实现有效连接，在接头钎焊侧界面发生冶金反应， 界面处生成 1 ～ 2 μm 的反应层，接头强度达到镁合金 母材的 71% ; 但激光焊有着设备昂贵、能量转换率低、 渗透厚度有限等缺陷，不易于广泛应用． 相对于以上 几种焊接方法，钨极惰性气体保护( TIG) 熔--钎焊有以 下优点: 焊接成本低，焊接时电弧和熔池可见性好，操 作方便; 焊缝保护较好，焊缝金属纯度高且性能好; 焊 接时热量集中，焊件变形小; 电弧稳定性好，焊接过程 易于实现机械化和自动化［12--13］． 另外，Li 等［14］和 Liu 等［15］的研究发现，镀锌钢表面的锌层能增强液态镁在 钢表面的润湿性以及与钢之间的结合作用． 综上所述，为了达到操作简单、成本低、应用广且 性能好的目的，本文选用 AZ31B 镁合金焊丝，采用 TIG 熔--钎焊的方法对 AZ31B 镁合金与镀锌钢进行操作， 利用电弧产生的热量熔化形成熔池，并且保持钢在焊 接过程中不熔化，与熔池作用形成钎焊接头． 本文在 镁/钢 TIG 熔钎焊的工艺实验基础上研究接头的微观 组织及力学性能，以及实验热输入量对接头质量的影响． 1 实验材料及内容 实验用焊丝为 AZ31B 镁合金、母材为 AZ31B 镁合 金板和 HSLA350 镀锌双相钢，其中焊丝直径为 1 mm， 镁合金板尺寸为 50 mm × 80 mm × 1 mm，不锈钢板尺寸 规格为 50 mm × 80 mm × 1. 5 mm． 镁合金板与镀锌双相 钢板的化学组成分别见表 1． 表 1 镁合金与双相钢化学成分( 质量分数) Table 1 Chemical compositions of the AZ31B magnesium alloy and dual-phase steel ( wt-% ) 元素 Al Zn Mn Fe Mg C Ca P Mo Si Cr Ni AZ31B HSLA350 2. 5 ～ 3. 5 — 0. 6 ～ 1. 4 — 0. 2 ～ 1. 0 0. 62 0. 003 余量 余量 — — 0. 05 0. 04 — — 0. 03 — 0. 005 0. 10 0. 05 — 0. 04 0. 001 0. 010 图 1 TIG 熔--钎焊示意图． ( a) 焊接过程; ( b) 拉剪试验 Fig． 1 Schematic diagram of TIG welding--brazing: ( a) joining process; ( b) tensile-shear test 焊前将镁板和镀锌钢进行清洗去油污处理，并对 镁板进行机械打磨及抛光以消除表面氧化层． TIG 熔--钎焊机型号为 YC--300WP5HGN，保护气为氩气． 焊接过程如图 1( a) 所示． 因镁的熔点远小于钢，故将 镁板搭接在钢板之下，搭接部分宽度为 18 mm． 焊接电 流依次为 50、60、70、80 和 90 A，焊机的脉冲频率为 1 Hz，焊 枪 行 驶 速 度 0. 2 m·min － 1，送 丝 速 度 0. 6 m· min － 1 ． 当焊接电流为 70 A 时改变焊接速率( 焊枪行驶 速率) 进行对照实验，焊接速率分别为 0. 15 m·min － 1和 0. 25 m·min － 1，控制其余参数不变． 焊后将每块焊件切 割为宽约 15 mm 的拉伸试样，并在两端分别粘上一小 块金属片( 图 2( b) ) ． 利用万能材料试验机进行拉剪 试验，拉伸速率为 1. 5 mm·min － 1 ． 每项参数下选取五 块试样测试强度后取平均值． 利用金相显微镜( OM) 和扫 描 电 镜 ( SEM，TESCAN VEGAII ) 、能 谱 分 析 ( EDS) 、X 射线衍射( XＲD) 等手段对接头的微观组织 和成分进行观察和分析． 2 结果与分析 2. 1 焊缝宏观形貌 图 2( a) ～ ( c) 分别为 50、70 与 90 A 下的 TIG 熔-- 钎焊焊缝表面形貌宏观图． 由图可见，焊缝形貌均匀 整齐，熔池呈鱼鳞状排列． 对比三组实验发现焊缝宽 度随着焊接电流增大而变大，说明焊接电流越大，焊缝 所获得的能量越高，母材熔化量越多，故熔池面积越 大，焊缝越宽． · 089 ·
洪淼等：焊接电流对镁/镀锌钢TIG熔一钎焊接头显微组织与力学性能的影响 *981* (b) 10 mm 10 mm 图2焊缝宏观形貌.(a)焊接电流50A:(b)焊接电流70A:(c)焊接电流90A Fig.2 Surface appearances of Mg/steel lap joints:(a)current of 50 A:(b)current of 70A:(e)current of 9A 为了直观地了解焊缝形貌，图3给出具有代表性 程中高温使一部分钢板表面的镀锌挥发并与熔融的镁 的焊接电流为70A时接头焊缝剖面形貌.其中上层为 合金结合形成金属间化合物.图4(c)为图3中C区 AZ31B镁板，下层为镀锌钢板.从图中可以看出，在焊 域部分放大图，其中热影响区部分的第二相极少，零散 接过程中仅镁侧熔化，钢侧几乎不熔化且保持原有形 地分布在镁合金基体上，几乎可以忽略 貌.图中A区域为镁/钢界面，B区域为熔焊区，C区 图5为焊接电流为50A与90A的接头界面微观 域为热影响区，D区域为镁合金母材 形貌对比.电流为50A时（图(5a),在镁/钢结合界 面上存在大量未被焊合上的缝隙，镁与钢之间的结合 极不紧密.并且从箭头所指位置的局部放大图来看， B焊缝 D镁 钢表面的镀锌层也仅仅熔化很少一部分进入到熔池中 与镁结合形成化合物.这说明即便锌的熔点比镁低， 但在电流很小的情况下，电弧提供的热量仅能够熔化 Lm四 镁合金形成熔池，而不能够保证镁板下的锌层完全熔 化.因此镁与钢之间的结合不够紧密，难以形成致密 图370A时接头剖面宏观形貌 的钎焊层；然而电流为90A时（图5(b)),镁与钢之间 Fig.3 Cross-section macrostructure of the joint with a current of 70A 有着明显且比电流为70A时更均匀的中间层，说明在 2.2接头微观形貌及组织 较大热量的影响下镀锌层能够完全熔化并与镁结合形 焊接电流为70A的接头剖面形貌如图4所示，其 成中间层，提高了镁与钢之间的结合程度.电流强度 中图(a)为镁/钢界面，图(b)为熔焊区，(c)为热影响 通过影响镀锌层的熔化程度而最终决定了镁/钢接头 区（镁合金侧）.图4(a)中在镁层与钢层之间有一层 中间层的产生量. 中间层.对该区域进行能谱扫描检测出该层主要元素 表2为焊接电流70A时的接头剖面点能谱分析 为镁、铝和锌，初步判断这是焊接过程中钢板表面的镀 结果，图6为同一接头剖面的X射线衍射分析结果. 锌层一并熔化后与熔化的AZ31B结合形成的金属间 结合图3，靠近钢板一侧的点I处Fe原子数分数为 化合物.图4()为图3中B区域部分放大图.在熔焊 71.05%,而其余少量原子种类分别为Mg、Al和Zn.在 区基体中分布着若干第二相组织（图中白点），能谱测 该处锌原子含量极少，说明其在熔融状态下与铁发生 试发现其中锌和铝元素含量远超母材，说明在焊接过 固溶反应而形成铁一锌化合物，其基体为Fe,通过几种 (a) (b) (e) 图470A时接头微观形貌.(a)图3中A区域：(b)图3中B区域：()图3中C区域 Fig.4 Microstructures of the joint with a current of 70A:(a)Zone A in Fig.3;(b)Zone B in Fig.3:(c)Zone C in Fig.3
洪 淼等: 焊接电流对镁/镀锌钢 TIG 熔--钎焊接头显微组织与力学性能的影响 图 2 焊缝宏观形貌． ( a) 焊接电流 50 A; ( b) 焊接电流 70 A; ( c) 焊接电流 90 A Fig． 2 Surface appearances of Mg / steel lap joints: ( a) current of 50 A; ( b) current of 70 A; ( c) current of 90 A 为了直观地了解焊缝形貌，图 3 给出具有代表性 的焊接电流为 70A 时接头焊缝剖面形貌． 其中上层为 AZ31B 镁板，下层为镀锌钢板． 从图中可以看出，在焊 接过程中仅镁侧熔化，钢侧几乎不熔化且保持原有形 貌． 图中 A 区域为镁/钢界面，B 区域为熔焊区，C 区 域为热影响区，D 区域为镁合金母材． 图 3 70 A 时接头剖面宏观形貌 Fig． 3 Cross-section macrostructure of the joint with a current of 70 A 图 4 70 A 时接头微观形貌． ( a) 图 3 中 A 区域; ( b) 图 3 中 B 区域; ( c) 图 3 中 C 区域 Fig． 4 Microstructures of the joint with a current of 70 A: ( a) Zone A in Fig． 3; ( b) Zone B in Fig． 3; ( c) Zone C in Fig． 3 2. 2 接头微观形貌及组织 焊接电流为 70 A 的接头剖面形貌如图 4 所示，其 中图( a) 为镁/钢界面，图( b) 为熔焊区，( c) 为热影响 区( 镁合金侧) ． 图 4( a) 中在镁层与钢层之间有一层 中间层． 对该区域进行能谱扫描检测出该层主要元素 为镁、铝和锌，初步判断这是焊接过程中钢板表面的镀 锌层一并熔化后与熔化的 AZ31B 结合形成的金属间 化合物． 图 4( b) 为图 3 中 B 区域部分放大图． 在熔焊 区基体中分布着若干第二相组织( 图中白点) ，能谱测 试发现其中锌和铝元素含量远超母材，说明在焊接过 程中高温使一部分钢板表面的镀锌挥发并与熔融的镁 合金结合形成金属间化合物． 图 4( c) 为图 3 中 C 区 域部分放大图，其中热影响区部分的第二相极少，零散 地分布在镁合金基体上，几乎可以忽略． 图 5 为焊接电流为 50 A 与 90 A 的接头界面微观 形貌对比． 电流为 50 A 时( 图( 5a) ) ，在镁/钢结合界 面上存在大量未被焊合上的缝隙，镁与钢之间的结合 极不紧密． 并且从箭头所指位置的局部放大图来看， 钢表面的镀锌层也仅仅熔化很少一部分进入到熔池中 与镁结合形成化合物． 这说明即便锌的熔点比镁低， 但在电流很小的情况下，电弧提供的热量仅能够熔化 镁合金形成熔池，而不能够保证镁板下的锌层完全熔 化． 因此镁与钢之间的结合不够紧密，难以形成致密 的钎焊层; 然而电流为 90 A 时( 图 5( b) ) ，镁与钢之间 有着明显且比电流为 70 A 时更均匀的中间层，说明在 较大热量的影响下镀锌层能够完全熔化并与镁结合形 成中间层，提高了镁与钢之间的结合程度． 电流强度 通过影响镀锌层的熔化程度而最终决定了镁/钢接头 中间层的产生量． 表 2 为焊接电流 70 A 时的接头剖面点能谱分析 结果，图 6 为同一接头剖面的 X 射线衍射分析结果． 结合图 3，靠近钢板一侧的点Ⅰ处 Fe 原子数分数为 71. 05% ，而其余少量原子种类分别为 Mg、Al 和 Zn． 在 该处锌原子含量极少，说明其在熔融状态下与铁发生 固溶反应而形成铁--锌化合物，其基体为 Fe，通过几种 · 189 ·
·982· 工程科学学报，第38卷，第7期 (a) 钢 2004m 104m 图550A与90A时接头界面微观形貌.(a)电流50A:(b)电流90A Fig.5 Interface microstructures of the joints:(a)current of 50 A:(b)current of 90 A 元素含量再对照图6推测该处存在的相有Fe、a一Mg 为a-Mg与Mg2(Zn,Al)9,点Ⅲ处的物相可能为a- 和AL,Mg,该点紧靠钢层而大部分为铁元素，说明镁与 Mg、Mg2(Zn,A)9与AIFe·点N为反应层中的一部 钢形成钎焊层，焊接时镁合金熔化而钢几乎不熔化. 分在焊接过程中发生飞溅进入到熔焊区内部，其能谱 点Ⅱ和点Ⅲ比较相似，同处于镁和钢之间的中间层. 扫描结果与点Ⅱ相比，Zn含量稍低而Al含量略高，结 Mg原子数分数都超过60%，但是都未达到母材中Mg 合X射线衍射分析其组成相可能为a-Mg、AL,Mg与 含量，而其中Z含量远高于其在母材中的比例，故该 Mg2(Z,AI)9混合.点V为熔焊区中的第二相，即在 部分的锌主要来自钢表面的镀锌层.锌在焊接过程中 熔池凝固过程中的析出相，以能谱与X射线衍射所得 熔化并与镁结合形成镁锌化合物，构成镁和钢之间的 结果来判断该处相组分可能为Mg2(Zn,Al)g·点M 中间层.另外，点Ⅲ比点Ⅱ更加靠近钎焊层，因此从能 为熔焊区基体部分，由能谱检测结果来看其相分为α《一 谱扫描结果来看，Ⅲ中检测出一部分Fe而Ⅱ中未检测 Mg,X射线衍射结果所显示的单质锌来自接头试样中 出Fe,据能谱和X射线衍射结果推测点Ⅱ处物相可能 钢母材表面的镀锌层 表270A电流接头能谱分析结果（原子数分数） Table 2 EDS analysis results of the joint with a current of 70 A 点位置 Mg AI Fe 1o 可能的相 I 15.69 9.08 71.05 4.18 Fe +a-Mg +Al2 Mg 68.33 18.94 一 12.37 a-Mg Mgx2 (Zn,Al)9 M 63.78 15.37 4.43 16.42 @-Mg +Mgxz (Zn,Al)+AIFe3 N 71.63 20.14 一 8.24 @-Mg+Al Mg +Mgx (Zn,Al)9 37.94 14.27 一 47.79 Mgx (Zn,Al) 97.35 2.65 a-Mg 2.3熔合区晶粒形貌 3000 图7为接头镁合金侧的显微晶相组织.图7(a)显 2500 Mg.(Zn.Al) 示镁合金母材中的晶粒形貌，即图3中的D区域：图7 AlFe ·AL,Mg ()展示焊接电流为70A时图3中C区域（热影响 2000 *0以-Mg Fe 区)晶粒形貌；图7(c)为焊接电流70A时图3中B区 1500 +Zn 域即熔焊区晶粒形貌.从图中可看出，焊后的接头内 1000 部晶粒有明显的长大趋势，热影响区的晶粒尺寸比母 500 材大，而熔焊区的晶粒尺寸比热影响区大.在熔焊区 0 内部分布着若干第二相，热影响区中第二相极少.图7 10 20 30 4050607080 209 (d)和(e)分别为电流为50A和70A时接头熔焊区晶 粒形貌.对比不同电流下各接头熔焊区晶粒形貌，发 图670A时接头剖面X射线衍射谱 现不同的电流下熔焊区晶粒尺寸相差很小，说明热输 Fig.6 XRD pattern of the joint profile with a current of 70 A
工程科学学报，第 38 卷，第 7 期 图 5 50 A 与 90 A 时接头界面微观形貌． ( a) 电流 50 A; ( b) 电流 90 A Fig． 5 Interface microstructures of the joints: ( a) current of 50 A; ( b) current of 90 A 元素含量再对照图 6 推测该处存在的相有 Fe、α--Mg 和 Al2Mg，该点紧靠钢层而大部分为铁元素，说明镁与 钢形成钎焊层，焊接时镁合金熔化而钢几乎不熔化． 点Ⅱ和点Ⅲ比较相似，同处于镁和钢之间的中间层． Mg 原子数分数都超过 60% ，但是都未达到母材中 Mg 含量，而其中 Zn 含量远高于其在母材中的比例，故该 部分的锌主要来自钢表面的镀锌层． 锌在焊接过程中 熔化并与镁结合形成镁锌化合物，构成镁和钢之间的 中间层． 另外，点Ⅲ比点Ⅱ更加靠近钎焊层，因此从能 谱扫描结果来看，Ⅲ中检测出一部分 Fe 而Ⅱ中未检测 出 Fe，据能谱和 X 射线衍射结果推测点Ⅱ处物相可能 为 α--Mg 与 Mg32 ( Zn，Al) 49，点Ⅲ处的物相可能为 α-- Mg、Mg32 ( Zn，Al) 49 与 AlFe3 ． 点Ⅳ为反应层中的一部 分在焊接过程中发生飞溅进入到熔焊区内部，其能谱 扫描结果与点Ⅱ相比，Zn 含量稍低而 Al 含量略高，结 合 X 射线衍射分析其组成相可能为 α--Mg、Al2 Mg 与 Mg32 ( Zn，Al) 49混合． 点Ⅴ为熔焊区中的第二相，即在 熔池凝固过程中的析出相，以能谱与 X 射线衍射所得 结果来判断该处相组分可能为 Mg32 ( Zn，Al) 49 ． 点Ⅵ 为熔焊区基体部分，由能谱检测结果来看其相分为 α-- Mg，X 射线衍射结果所显示的单质锌来自接头试样中 钢母材表面的镀锌层． 表 2 70 A 电流接头能谱分析结果( 原子数分数) Table 2 EDS analysis results of the joint with a current of 70 A % 点位置 Mg Al Fe Zn 可能的相 Ⅰ 15. 69 9. 08 71. 05 4. 18 Fe + α--Mg + Al2Mg Ⅱ 68. 33 18. 94 — 12. 37 α--Mg + Mg32 ( Zn，Al) 49 Ⅲ 63. 78 15. 37 4. 43 16. 42 α--Mg + Mg32 ( Zn，Al) 49 + AlFe3 Ⅳ 71. 63 20. 14 — 8. 24 α--Mg + Al2Mg + Mg32 ( Zn，Al) 49 Ⅴ 37. 94 14. 27 — 47. 79 Mg32 ( Zn，Al) 49 Ⅵ 97. 35 2. 65 — — α--Mg 图 6 70 A 时接头剖面 X 射线衍射谱 Fig． 6 XＲD pattern of the joint profile with a current of 70 A 2. 3 熔合区晶粒形貌 图 7 为接头镁合金侧的显微晶相组织． 图7( a) 显 示镁合金母材中的晶粒形貌，即图 3 中的 D 区域; 图 7 ( b) 展示焊接电流为 70 A 时图 3 中 C 区域( 热影响 区) 晶粒形貌; 图 7( c) 为焊接电流 70 A 时图 3 中 B 区 域即熔焊区晶粒形貌． 从图中可看出，焊后的接头内 部晶粒有明显的长大趋势，热影响区的晶粒尺寸比母 材大，而熔焊区的晶粒尺寸比热影响区大． 在熔焊区 内部分布着若干第二相，热影响区中第二相极少． 图 7 ( d) 和( e) 分别为电流为 50 A 和 70 A 时接头熔焊区晶 粒形貌． 对比不同电流下各接头熔焊区晶粒形貌，发 现不同的电流下熔焊区晶粒尺寸相差很小，说明热输 · 289 ·
洪淼等：焊接电流对镁/镀锌钢TIG熔一钎焊接头显微组织与力学性能的影响 ·983 图7接头晶粒形貌.(a)母材：(b)70A热影响区：(c)70A熔焊区：(d)50A熔焊区：(e)90A熔焊区 Fig.7 Grain morphology of the joint.(a)Mg base metal:(b)heat affected zone with a current of 70 A:(c)columnar crystal zone with a current of 70 A:(d)columnar crystal zone with a current of 50 A:(e)columnar crystal zone with a current of 90 A 入量的大小对晶粒的长大并无明显影响.然而通过对 250 比三种电流参数下焊缝熔焊区内第二相可以发现，电 200 流为90A的接头中第二相尺寸大于电流为70A和50 A的接头，并且在焊接电流为90A的接头中还出现第 150 二相于晶界附近聚集和连接成线的现象. 2.4力学性能 (1)接头强度.图8和图9分别为单独改变焊接 电流和焊接速度时接头强度对比柱形图.鉴于试样在 0.15 0.20 0.25 拉伸过程中同时受拉伸力和剪切力，并且试样的焊缝 焊接速率(mmm) 表面形状不均，断面面积难以确定，因此接头强度用焊 图9不同焊接速度下接头强度 缝的单位宽度上所能承受的最大载荷(N·mml) Fig.9 Strength of joints with different welding speeds 表示na 88.7%,说明镁/钢实现可靠连接.结合图5和图7分 250 析，增大焊接电流一方面可帮助镁与钢之间形成更加 200 明显以及均匀的中间层，提高镁/钢的结合性，从而提 升接头强度：但是当电流过大时，其接头的熔焊区内部 150 析出的第二相会变得粗大，并且多聚集在晶界附近，这 100 些脆性的第二相会降低接头的力学性能。另外，电流 过大时，过大的热输入量会使镁板在焊接操作过程中 产生大量挥发，导致焊缝形成时厚度减小，也会减弱接 50 60 70 80 头的载荷能力，故而其接头强度会随电流不断增强出 煤接电流/A 现先上升后下降的趋势. 图8不同电流强度下接头强度 另外，在焊接速率对焊缝接头强度的影响方面，当 Fig.8 Strength of joints with different currents 速率减小时，焊缝单位面积上接受的热量增大，造成母 结果表明，母材抗拉强度为256.0N·mm.接头 材大量挥发，最终导致焊缝变薄，使得接头强度降低： 强度随着焊接电流的增大先上升后下降，在70A时达 当速率增大的时候，其效果相当于在同等速率下降低 到最大值227.0N·mm1,该值接近母材抗拉强度的 电流强度.焊缝单位面积上接受的热量减小，阻碍了
洪 淼等: 焊接电流对镁/镀锌钢 TIG 熔--钎焊接头显微组织与力学性能的影响 图 7 接头晶粒形貌． ( a) 母材; ( b) 70 A 热影响区; ( c) 70 A 熔焊区; ( d) 50 A 熔焊区; ( e) 90 A 熔焊区 Fig． 7 Grain morphology of the joint． ( a) Mg base metal; ( b) heat affected zone with a current of 70 A; ( c) columnar crystal zone with a current of 70 A; ( d) columnar crystal zone with a current of 50 A; ( e) columnar crystal zone with a current of 90 A 入量的大小对晶粒的长大并无明显影响． 然而通过对 比三种电流参数下焊缝熔焊区内第二相可以发现，电 流为 90 A 的接头中第二相尺寸大于电流为 70 A 和 50 A 的接头，并且在焊接电流为 90 A 的接头中还出现第 二相于晶界附近聚集和连接成线的现象． 2. 4 力学性能 ( 1) 接头强度． 图 8 和图 9 分别为单独改变焊接 电流和焊接速度时接头强度对比柱形图． 鉴于试样在 拉伸过程中同时受拉伸力和剪切力，并且试样的焊缝 表面形状不均，断面面积难以确定，因此接头强度用焊 缝的 单 位 宽 度 上 所 能 承 受 的 最 大 载 荷 ( N·mm － 1 ) 表示［16］． 图 8 不同电流强度下接头强度 Fig． 8 Strength of joints with different currents 结果表明，母材抗拉强度为 256. 0 N·mm － 1 ． 接头 强度随着焊接电流的增大先上升后下降，在 70 A 时达 到最大值 227. 0 N·mm － 1，该值接近母材抗拉强度的 图 9 不同焊接速度下接头强度 Fig． 9 Strength of joints with different welding speeds 88. 7% ，说明镁/钢实现可靠连接． 结合图 5 和图 7 分 析，增大焊接电流一方面可帮助镁与钢之间形成更加 明显以及均匀的中间层，提高镁/钢的结合性，从而提 升接头强度; 但是当电流过大时，其接头的熔焊区内部 析出的第二相会变得粗大，并且多聚集在晶界附近，这 些脆性的第二相会降低接头的力学性能． 另外，电流 过大时，过大的热输入量会使镁板在焊接操作过程中 产生大量挥发，导致焊缝形成时厚度减小，也会减弱接 头的载荷能力，故而其接头强度会随电流不断增强出 现先上升后下降的趋势． 另外，在焊接速率对焊缝接头强度的影响方面，当 速率减小时，焊缝单位面积上接受的热量增大，造成母 材大量挥发，最终导致焊缝变薄，使得接头强度降低; 当速率增大的时候，其效果相当于在同等速率下降低 电流强度． 焊缝单位面积上接受的热量减小，阻碍了 · 389 ·
·984· 工程科学学报，第38卷，第7期 中间层的形成，故而强度大大降低 而造成的断口形貌差异.电流为70A时，断面出现大 (2)断裂路径及断口形貌.图10展示了焊接电 量韧窝和撕裂棱，而且无明显的孔洞，呈现出良好的塑 流为50A时接头的断裂位置及形貌.从图中可看出， 性断裂特征.相较之下，电流为90A时断面虽然撕裂 电流为50A时，试样直接从镁/钢的界面层分离断开， 棱比较多，但是韧窝数量较70A时偏少，取而代之的 断开后的镁层界面上有大量的气孔和缝隙，镁/钢界面 是非常明显的孔洞，孔洞内壁附着有拉伸时残留下来 之间的焊合效果极差，印证了该参数下接头的拉伸强 的部分撕裂棱（如图中A和B两处）.结合图7观察 度极低的结果. 还发现这些孔洞在尺寸上与图7(e)中第二相组织非 常接近，因此可以认为这些孔洞的产生是由焊缝内部 断口 大量的第二相脆性组织在接头断裂时与断面脱离而遗 焊缝 留下来的，说明焊缝内部第二相的增加确实会对接头 镁 的力学性能造成负面影响.这点印证了3.3中关于焊 钢 缝内部第二相对接头强度影响的分析 m四 1 mm 3 结论 图1050A时接头断裂位置及断口形貌 (1)采用钨极惰性气体保护熔一钎焊可实现镁合 Fig.10 Fracture location and fracture morphology of the joint with a 金与钢之间的有效连接，且接头形貌较好，焊缝强度 current of 50 A 较高. 图11显示焊接电流分别为70A与90A时接头的 (2)镁/钢结合界面之间的中间层通过钢表面熔 断裂路径与断口形貌.其中图11(c)中断口形貌对应 化的镀锌层与熔融状态的镁合金结合为Mg一Al-Z金 图11(a)中的断裂路径；图11(d)中断口形貌对应图 属间化合物形成，而电流强度通过影响镀锌层的熔化 11(b)中的断裂路径.图11(a,b)显示，在电流为70A 程度而最终决定镁/钢接头中间层的产生量.电流强 和90A两种参数下接头在拉伸过程中最终都于焊缝 度的改变对焊缝内部的晶粒尺寸无明显影响，但是过 中间部位断开，断裂位置相近，但可明显看出电流为 大的电流会促进第二相Mg2(Zn,Al)9的长大，并使其 90A的接头厚度小于70A的接头·该结果由过量热输 产生聚集 入迫使镁合金出现烧损和大量挥发造成，同时也印证 (3)接头强度会随着电弧的热输入量的大小而呈 了2.3中关于焊缝厚度对接头强度影响的分析. 现先增强后减弱的趋势.热输入量过小会阻碍镁/钢 从图11(c)和图11(d)可看出由于接头强度不等 中间层的形成，接头强度较低：热输入量过大又会造成 (断口 断 焊缝 焊缝 m四 0μm 图11接头断裂路径与断口形貌.(a,c)电流70A:(b,d)电流90A Fig.11 Fracture location and fracture morphology of the joints:(a,c)current of 70A:(b,d)current of 9 A
工程科学学报，第 38 卷，第 7 期 中间层的形成，故而强度大大降低． ( 2) 断裂路径及断口形貌． 图 10 展示了焊接电 流为 50 A 时接头的断裂位置及形貌． 从图中可看出， 电流为 50 A 时，试样直接从镁/钢的界面层分离断开， 断开后的镁层界面上有大量的气孔和缝隙，镁/钢界面 之间的焊合效果极差，印证了该参数下接头的拉伸强 度极低的结果． 图 10 50 A 时接头断裂位置及断口形貌 Fig． 10 Fracture location and fracture morphology of the joint with a current of 50 A 图 11 显示焊接电流分别为 70 A 与 90 A 时接头的 断裂路径与断口形貌． 其中图 11( c) 中断口形貌对应 图 11( a) 中的断裂路径; 图 11( d) 中断口形貌对应图 11( b) 中的断裂路径． 图 11( a，b) 显示，在电流为 70 A 和 90 A 两种参数下接头在拉伸过程中最终都于焊缝 中间部位断开，断裂位置相近，但可明显看出电流为 90 A 的接头厚度小于 70 A 的接头． 该结果由过量热输 入迫使镁合金出现烧损和大量挥发造成，同时也印证 了 2. 3 中关于焊缝厚度对接头强度影响的分析． 图 11 接头断裂路径与断口形貌． ( a，c) 电流 70 A; ( b，d) 电流 90 A Fig． 11 Fracture location and fracture morphology of the joints: ( a，c) current of 70 A; ( b，d) current of 90 A 从图 11( c) 和图 11( d) 可看出由于接头强度不等 而造成的断口形貌差异． 电流为 70 A 时，断面出现大 量韧窝和撕裂棱，而且无明显的孔洞，呈现出良好的塑 性断裂特征． 相较之下，电流为 90 A 时断面虽然撕裂 棱比较多，但是韧窝数量较 70 A 时偏少，取而代之的 是非常明显的孔洞，孔洞内壁附着有拉伸时残留下来 的部分撕裂棱( 如图中 A 和 B 两处) ． 结合图 7 观察 还发现这些孔洞在尺寸上与图 7( e) 中第二相组织非 常接近，因此可以认为这些孔洞的产生是由焊缝内部 大量的第二相脆性组织在接头断裂时与断面脱离而遗 留下来的，说明焊缝内部第二相的增加确实会对接头 的力学性能造成负面影响． 这点印证了 3. 3 中关于焊 缝内部第二相对接头强度影响的分析． 3 结论 ( 1) 采用钨极惰性气体保护熔--钎焊可实现镁合 金与钢之间的有效连接，且接头形貌较好，焊缝强度 较高． ( 2) 镁/钢结合界面之间的中间层通过钢表面熔 化的镀锌层与熔融状态的镁合金结合为 Mg--Al--Zn 金 属间化合物形成，而电流强度通过影响镀锌层的熔化 程度而最终决定镁/钢接头中间层的产生量． 电流强 度的改变对焊缝内部的晶粒尺寸无明显影响，但是过 大的电流会促进第二相 Mg32 ( Zn，Al) 49的长大，并使其 产生聚集． ( 3) 接头强度会随着电弧的热输入量的大小而呈 现先增强后减弱的趋势． 热输入量过小会阻碍镁/钢 中间层的形成，接头强度较低; 热输入量过大又会造成 · 489 ·
洪淼等：焊接电流对镁/镀锌钢TG熔一钎焊接头显微组织与力学性能的影响 ·985· 焊缝内的第二相过于粗大，脆性的第二相能减弱接头 TIG welding.Mater Des,2010,31(1)605 强度.过大的热输入量还可能造成镁合金板的大量烧 7]Miao Y G,Han D F,Yao J Z,et al.Welding characteristics of 损及挥发，使得焊缝变薄，从而降低接头强度.接头强 laser penetration welding-brazed Mg/steel dissimilar alloys.Trans China Weld Inst,2011,30(1):45 度在电流大小为70A时达到最高值227.0N·mm,接 (苗玉刚，韩端锋，姚竞争，等.镁/钢异种合金激光深熔钎焊 近AZ31B镁合金母材强度的88.7%. 工艺特性.焊接学报，2011,32(1)：45) (4)焊接电流过小时，接头在拉伸过程中会从镁/ [8]Elthalabawy W M,Khan T I.Microstructural development of dif- 钢界面断开，断面上有大量明显的孔洞和缝隙：焊接电 fusion-brazed austenitic stainless steel to magnesium alloy using a 流为70A时接头在拉伸过程中从焊缝的熔焊区断开， nickel interlayer.Mater Charact,2010,61 (7):703 断面出现大量韧窝和撕裂棱，呈现出良好的塑性断裂 9]Elthalabawy W,Khan T I.Diffusion bonding of austenitic stain- 特征：电流强度过大时，断面出现由焊缝内部的第二相 less steel 316L to a magnesium alloy.Key Eng Mater,2010,442: 26 脱离时残留下来的孔洞 [1o]Jana S,Hovanski Y,Grant G J.Friction stir lap welding of mag- nesium alloy to steel:a preliminary investigation.Metall Mater 参考文献 Trans A,2010,41(12):3173 [1]Mei C X.Research on Laser Welding-Brazing Characteristics of Mg [11]Li L Q,Guo W,Tan C W.Welding characteristics of AZ31B Alloy/Galranized Steel Dissimilar Materials [Dissertation].Har- magnesium alloy/stainless steel dissimilar alloys by dual beam la- bin:Harbin Institute of Technology,2011:1 ser welding-brazing process.Chin Laser,2012,39(4):66 (梅长兴.镁合金/镀锌钢异种材料激光熔钎焊特性研究[学 (李俐群，郭伟，檀财旺.AZ31B镁合金/不锈钢异种合金双 位论文].哈尔滨：哈尔滨工业大学，2011：1) 光束激光熔钎焊接特性.中国激光，2012,39(4)：66) 2]Cao H.Study on the Laser-TIG-Adhesive Hybrid Welding of Dis- 02] Lei Z,Qin G L,Lin S Y,et al.Research and development of similar Magnesium Alloy and Steel Dissertation].Dalian:Dalian dissimilar metals welding of aluminum and steel.Weld Joining University of Technology,2013:I 2006(4):16 (曹贺.镁一钢异质金属激光-TG电弧复合热源胶焊研究[学 (雷振，秦国梁，林尚扬，等.铝与钢异种金属焊接的研究与 位论文].大连：大连理工大学，2013：I) 发展概况.焊接，2006(4)：16) B]Tan C.W,Mei C X,Li L Q,et al.Single and dual beam laser [13]Liu L M,Wang S X,Zhu M L.Study on TIG welding of dissimi- welding-brazing characteristics of magnesium/zinc-coated steel dis- lar Mg alloy and copper with Fe as interlayer.Sci Technol Weld similar alloys.Chin J Nonferrous Met,2012,22(6):1577 Joining,2006,11(5):523 (檀财旺，梅长兴，李俐群，等.镁/镀锌钢异种合金单、双光 [14]Li L Q,Tan C W,Chen Y B,et al.Influence of Zn coating on 束激光熔钎焊特性.中国有色金属学报，2012,22(6)： interfacial reactions and mechanical properties during laser weld- 1577) ing-brazing of Mg to steel.Metall Mater Trans A,2012,43 [4]Pierre D,Viala JC,Peronnet M,et al.Interface reactions be- (12):4740 tween mild steel and liquid Mg/Mn alloys.Mater Sci Eng A, [15]Liu L,Xiao L,Feng J C,et al.The mechanisms of resistance 2003,349(12):256 spot welding of magnesium to steel.Metall Mater Trans A,2010, [5]Chen Y C,Nakata K.Effect of tool geometry on microstructure 41(10):2651 and mechanical properties of friction stir lap welded magnesium al- [16]Li L Q,Tan C W,Chen Y B,et al.Comparative study on mi- loy and steel.Mater Des,2009,30(9):3913 crostructure and mechanical properties of laser welded-brazed [6]Qi X D,Song G.Interfacial structure of the joints between magne- Mg/mild steel and Mg/stainless steel joints.Mater Des,2013, sium alloy and mild steel with nickel as interlayer by hybrid laser 43:59
洪 淼等: 焊接电流对镁/镀锌钢 TIG 熔--钎焊接头显微组织与力学性能的影响 焊缝内的第二相过于粗大，脆性的第二相能减弱接头 强度． 过大的热输入量还可能造成镁合金板的大量烧 损及挥发，使得焊缝变薄，从而降低接头强度． 接头强 度在电流大小为 70 A 时达到最高值 227. 0 N·mm － 1，接 近 AZ31B 镁合金母材强度的 88. 7% ． ( 4) 焊接电流过小时，接头在拉伸过程中会从镁/ 钢界面断开，断面上有大量明显的孔洞和缝隙; 焊接电 流为 70 A 时接头在拉伸过程中从焊缝的熔焊区断开， 断面出现大量韧窝和撕裂棱，呈现出良好的塑性断裂 特征; 电流强度过大时，断面出现由焊缝内部的第二相 脱离时残留下来的孔洞． 参 考 文 献 ［1］ Mei C X． Ｒesearch on Laser Welding--Brazing Characteristics of Mg Alloy /Galvanized Steel Dissimilar Materials ［Dissertation］． Harbin: Harbin Institute of Technology，2011: 1 ( 梅长兴． 镁合金/镀锌钢异种材料激光熔钎焊特性研究［学 位论文］． 哈尔滨: 哈尔滨工业大学，2011: 1) ［2］ Cao H． Study on the Laser--TIG--Adhesive Hybrid Welding of Dissimilar Magnesium Alloy and Steel［Dissertation］． Dalian: Dalian University of Technology，2013: Ⅰ ( 曹贺． 镁--钢异质金属激光--TIG 电弧复合热源胶焊研究［学 位论文］． 大连: 大连理工大学，2013: Ⅰ) ［3］ Tan C W，Mei C X，Li L Q，et al． Single and dual beam laser welding-brazing characteristics of magnesium / zinc-coated steel dissimilar alloys． Chin J Nonferrous Met，2012，22( 6) : 1577 ( 檀财旺，梅长兴，李俐群，等． 镁/镀锌钢异种合金单、双光 束激光 熔 钎 焊 特 性． 中 国 有 色 金 属 学 报，2012，22 ( 6 ) : 1577) ［4］ Pierre D，Viala J C，Peronnet M，et al． Interface reactions between mild steel and liquid Mg /Mn alloys． Mater Sci Eng A， 2003，349( 1-2) : 256 ［5］ Chen Y C，Nakata K． Effect of tool geometry on microstructure and mechanical properties of friction stir lap welded magnesium alloy and steel． Mater Des，2009，30( 9) : 3913 ［6］ Qi X D，Song G． Interfacial structure of the joints between magnesium alloy and mild steel with nickel as interlayer by hybrid laser TIG welding． Mater Des，2010，31( 1) : 605 ［7］ Miao Y G，Han D F，Yao J Z，et al． Welding characteristics of laser penetration welding-brazed Mg / steel dissimilar alloys． Trans China Weld Inst，2011，30( 1) : 45 ( 苗玉刚，韩端锋，姚竞争，等． 镁/钢异种合金激光深熔钎焊 工艺特性． 焊接学报，2011，32( 1) : 45) ［8］ Elthalabawy W M，Khan T I． Microstructural development of diffusion-brazed austenitic stainless steel to magnesium alloy using a nickel interlayer． Mater Charact，2010，61( 7) : 703 ［9］ Elthalabawy W，Khan T I． Diffusion bonding of austenitic stainless steel 316L to a magnesium alloy． Key Eng Mater，2010，442: 26 ［10］ Jana S，Hovanski Y，Grant G J． Friction stir lap welding of magnesium alloy to steel: a preliminary investigation． Metall Mater Trans A，2010，41( 12) : 3173 ［11］ Li L Q，Guo W，Tan C W． Welding characteristics of AZ31B magnesium alloy / stainless steel dissimilar alloys by dual beam laser welding--brazing process． Chin J Laser，2012，39( 4) : 66 ( 李俐群，郭伟，檀财旺． AZ31B 镁合金/不锈钢异种合金双 光束激光熔钎焊接特性． 中国激光，2012，39( 4) : 66) ［12］ Lei Z，Qin G L，Lin S Y，et al． Ｒesearch and development of dissimilar metals welding of aluminum and steel． Weld Joining， 2006( 4) : 16 ( 雷振，秦国梁，林尚扬，等． 铝与钢异种金属焊接的研究与 发展概况． 焊接，2006( 4) : 16) ［13］ Liu L M，Wang S X，Zhu M L． Study on TIG welding of dissimilar Mg alloy and copper with Fe as interlayer． Sci Technol Weld Joining，2006，11( 5) : 523 ［14］ Li L Q，Tan C W，Chen Y B，et al． Influence of Zn coating on interfacial reactions and mechanical properties during laser welding-brazing of Mg to steel． Metall Mater Trans A，2012，43 ( 12) : 4740 ［15］ Liu L，Xiao L，Feng J C，et al． The mechanisms of resistance spot welding of magnesium to steel． Metall Mater Trans A，2010， 41( 10) : 2651 ［16］ Li L Q，Tan C W，Chen Y B，et al． Comparative study on microstructure and mechanical properties of laser welded-brazed Mg /mild steel and Mg / stainless steel joints． Mater Des，2013， 43: 59 · 589 ·
