CFRP-钢混合接头的感应加热直接连接技术的设备开发与多参数工艺优化

《Materials Today Communications》：Equipment Development and Multi-Parameter Process Optimisation of Induction Heating Direct Joining Technology for CFRTP–Steel Hybrid Joints

　　嘉兴人|王书焕|陈伟彦|木村文信|梶原雄介
东京大学研究生院工学部，日本东京目黑区小町4-6-1，153-8505

**摘要**
碳纤维增强热塑性塑料（CFRTP）与镀锌钢的混合连接在轻量化汽车应用中越来越受到关注。本研究提出了使用感应加热直接连接（IHDJ）技术制造混合接头的方法，该方法具有局部加热的特点，对连续纤维的损伤最小。在施加力和感应热的作用下，聚合物熔化并渗透到处理过的钢表面，形成机械互锁的接头。尽管之前的研究已经证明了这种技术的可行性，但受到设备能力的限制，且主要关注单个工艺参数，而多种因素对加热行为和接头性能的耦合效应仍不够清楚。本研究旨在使用闭环可控的IHDJ设备，实现对CFRTP-镀锌钢接头工艺的多参数优化。研究了线圈距离对加热行为的影响，以及工艺参数（界面温度、施加力和加热保持时间）对接头强度和厚度减小的耦合效应。最佳的线圈距离为6毫米，可以在加热速率和温度均匀性之间取得平衡。响应面分析确定了一个最佳工艺窗口，实现了44.9 MPa的接头强度和8.4%的厚度减小。失效分析表明，接头强度取决于界面互锁和CFRTP基体的性能。这些结果为提高IHDJ的可靠性和工业应用潜力提供了指导。

**1. 引言**
在汽车工程中，轻量化是一个重要过程，涉及减轻车辆重量以提高燃油效率和减少二氧化碳排放[1]、[2]。金属-聚合物混合结构通过用高性能聚合物替代传统金属，提供了一种有效的解决方案[1]、[3]。碳纤维增强热塑性塑料（CFRTP）因其高比强度、可成形性和可回收性而特别有吸引力[4]，而镀锌钢则因其耐腐蚀性和机械强度而广泛用于汽车车身[5]、[6]。因此，可靠的CFRTP-镀锌钢混合结构连接技术变得越来越重要。已经开发了多种无需使用机械紧固件和粘合剂的直接连接技术。一些研究[7]、[8]、[9]报道了注塑直接连接（IMDJ）技术，该技术是将熔融聚合物注入预先设计的模具中，并渗透到预处理的金属表面，从而实现与聚合物成型同时进行的连接。然而，在熔融挤出过程中产生的严重剪切可能导致纤维断裂，限制了其在连续纤维CFRTP中的应用[9]。其他受益于热效应和机械效应的成型后连接方法包括摩擦焊接[10]、激光辅助连接[11]、超声波焊接[12]、热压连接[13]、[14]、电阻焊接[15]以及感应加热直接连接（IHDJ）[16]、[17]、[18]、[19]、[20]、[21]、[22]、[23]。其中，IHDJ因其高热效率、局部可控加热、低几何约束和最小材料降解而成为最有前景的方法之一。如图1(a)和(b)所示，IHDJ过程包括两个步骤：首先对金属表面进行预处理，以生成促进与聚合物相互作用的微/纳米结构；然后通过电磁感应局部加热金属表面，在施加力的作用下，聚合物熔化并渗透到预处理过的表面结构中，形成界面机械互锁。

**2. IHDJ设备开发**
为了实现高效且可重复的IHDJ过程，设备必须满足以下要求：（1）精确控制和监测样品温度；（2）在瞬态加热过程中稳定且快速地施加力，并具有快速动态响应；（3）温度和力控制系统的自动化和同步操作。基于这些要求，自主研发了IHDJ设备，并用于制造CFRTP-钢接头。图2(a)展示了系统的示意图，图2(b–d)显示了连接区域的照片。系统由两个主要子系统组成：加热系统（红色）和力系统（蓝色）。开发了一个包括嵌入式电路和计算机软件的集成控制系统，以实现完全自动化操作。在连接过程中，集成控制系统实时获取温度和力信号，并通过闭环反馈控制调节两个子系统。温度和力分别使用光学温度计（SH15/SLE-550-D1，CEIA）和负载传感器（LUR-A-200NSA1，KYOWA）进行监测，并持续调整以达到预设的目标值。采用了比例-积分-微分（PID）算法和多级执行器调整，以提高控制稳定性和响应效率。

**2.1. 设备配置**
为了实现高效且可重复的IHDJ过程，设备必须满足以下要求：（1）精确控制和监测样品温度；（2）在瞬态加热过程中稳定且快速地施加力，并具有快速动态响应；（3）温度和力控制系统的自动化和同步操作。根据这些要求，自主研发了IHDJ设备，并用于制造CFRTP-钢接头。图2(a)展示了系统的整体示意图，图2(b–d)显示了连接区域的部分组件照片。系统由两个主要子系统组成：加热系统（红色）和力系统（蓝色）。开发了一个集成控制系统，包括嵌入式电路和计算机软件，以实现完全自动化操作。在连接过程中，集成控制系统实时获取温度和力信号，并通过闭环反馈控制调节两个子系统。温度和力分别使用光学温度计（SH15/SLE-550-D1，CEIA）和负载传感器（LUR-A-200NSA1，KYOWA）进行监测，并持续调整以达到预设的目标值。采用了比例-积分-微分（PID）算法和多级执行器调整，以提高控制稳定性和响应效率。

**2.2. 工艺序列和关键参数**
图2(e)展示了一个代表性的工艺循环，说明了温度和力的实时变化。工艺参数包括目标界面温度（Tset /℃）、目标施加力（Fset /N）和加热保持时间（tset /s）。其中，t???定义为温度达到Tset后保持的时间。线圈距离（d /mm）作为设备配置参数，定义为感应线圈底部与金属板表面之间的垂直距离。IHDJ过程自动分为四个顺序阶段：首先激活力系统，将施加力增加到Fset（阶段I）；然后启动加热系统（阶段II），直到界面温度达到Tset，并在此温度下保持（阶段III）；完成保持阶段后，停止加热，让样品在恒定力下冷却，直到温度降至聚合物结晶范围（阶段IV）。

**2.3. 温度测量和校准**
在加热系统中，使用光学温度计以非接触方式实时监测连接界面附近的金属表面温度。加热系统识别和输出的温度（系统温度）是根据光学温度计读数计算得出的。直接测量IHDJ过程中的真实界面温度较为困难，系统温度不一定等于真实界面温度。因此，在实验前进行了温度校准，通过调整加热系统的发射率设置，使真实界面温度与系统温度一致。校准设置如图3(a)所示。在连接界面中心嵌入了一个外部热电偶来测量真实界面温度。图3(b)展示了校准前后的代表性加热曲线。校准后，真实界面温度和系统温度非常吻合。因此，在后续实验中，控制加热系统的预设目标温度等同于控制目标界面温度。此外，还使用了一个超细热电偶（直径：0.1 mm）以尽量减少其对感应电磁场和局部加热行为的影响。进行了对比实验，仅将热电偶暴露在相同的加热条件下，观察到由于热电偶自热导致的温度升高约为2°C，但误差小于1%，并未显著影响温度控制。

**3. 材料和实验**
**3.1. 材料制备和接头制造**
在本研究中，将CFRTP层压板与镀锌钢（SPFC780，JSC780Y，JFS规格）连接在一起。CFRTP的规格列在表1中。

表1. CFRTP的规格：
| 类别 | 规格 | |
|------|-----------------|-------------------|
| 基体 | PA6 | |
| 纤维体积分数 | Vf [%] | 48% |
| 增强纤维 | Toray T300–3 KF | |
| 碳纤维类型 | 纺织平纹 | |
| 玻璃化转变温度 | Tg* | 60-70 °C |
| 熔化温度 | Tm* | 218 °C |
| 结晶温度 | Tc* | 177 °C |
| CFRTP的热性能 | （通过差示扫描量热法DSC测量） | |

镀锌钢表面经过热水处理（HWT），以增强界面相互作用，同时尽量减少对Zn涂层的损伤。HWT的验证和条件优化已在先前的研究中报道[15]、[25]。如图4(a)所示，表面清洁和酸洗后，样品在75 °C的去离子水中浸泡20分钟，然后空气干燥。HWT后，表面形成了针状纳米结构（如图4(b–d)所示）。随后，CFRTP样品在80 °C的暖风烤箱中干燥12小时，以减少PA6基体的水分相关影响。然后使用IHDJ工艺制造了CFRTP-钢搭接接头。这些样品的设计符合ISO 19095-2[26]标准，如图4(e)所示。下载：下载高分辨率图片（608KB）下载：下载全尺寸图片

图4. (a) 镀锌钢的热水处理过程；(b) 处理后的镀锌钢照片；(c) 热水处理后镀锌钢表面的扫描电子显微镜（SEM）图像（倾斜角度：35°，15k×）；(d) 热水处理后镀锌钢表面的扫描电子显微镜（SEM）图像（倾斜角度：35°，50 k×）；(e) 镀锌钢与CFRTP搭接接头的照片和几何形状。

3.2. 过程优化的实验设计
基于开发的IHDJ设备，研究分为三个实验来进行过程优化，具体总结如下表2所示。

表2. 过程优化的实验设计。

实验 | 参数 | 评估结果
----|------|------
I. 配置优化 | 2, 4, 6, 8 | 280 | 10 | 10 |
| 加热速率 | | |
| 热均匀性 | | |

II. 过程参数影响研究 | 6 | 200, 240, 280, 320, 360 | 2, 10, 50, 100 | 10 |
| 接合强度 | | |
| 厚度减小 | 6 | 280 | 10 | 3, 5, 7, 10, 20, 30 |

III. 通过RSM进行的过程参数优化 | 6 | 260, 280, 300 | 5, 15, 25 | 5, 10, 15 |

实验I：通过明确线圈距离（d）对感应加热行为的影响来优化配置。d显著影响电磁场的强度和空间分布以及加热部件内部产生的热量[19], [24], [28], [29]。在本研究中，使用有限元分析（FEM）和红外热成像（IR thermography）相结合的方法评估了其对加热速率和表面热均匀性的影响。在实验I中，d从2毫米增加到8毫米，每次增加2毫米，考虑到了设备尺寸的毫米级限制、调整精度、样品制造公差以及加热过程中可能的热膨胀。实验I的详细方法在第3.3节中有描述。

实验II：研究了三个IHDJ过程参数（Tset, Fset, tset）的影响，以确定适当的优化范围，从而提高接合性能。这些参数的选择及其研究范围是基于先前关于热辅助和力辅助聚合物-金属接合的研究，这些研究一致认为界面温度、施加的力（或压力）以及同时施加热量和力的时间是控制接头形成和强度的主要因素[4], [6], [13], [14], [16], [18], [22], [30]。例如，Abe等人[13]研究了使用阳极氧化铝表面的热压A5052/CF–PA6接头，在270–290°C的温度下，施加39.2 N的力并保持3分钟时，接合强度约为18 MPa。Li等人[14]采用表面研磨结合硅醇偶联处理在铝上制造了A5052/CF–PA6接头，在300°C和0.2 MPa的压力下，接合强度可达到31 MPa，且持续时间超过3秒。Hua等人[6]报告了在245°C和1.5 MPa的压力下，热压镀锌钢/PA6接头的强度约为23 MPa，保持时间为10分钟。此外，Chen等人[16]证明使用10 N的力和10秒的短处理时间，IHDJ可以实现高达39.8 MPa的接头强度。尽管接合方法和设备有所不同，但这些研究为实验II中采用的参数范围提供了定量参考。

实验III：应用随机搜索设计（RSM）作为统计工具，有效评估参数之间的相互作用，并确定能够平衡高接合强度和受控CFRTP厚度减小的最佳工艺条件。实验II和III的详细评估和分析方法在第3.4节中有介绍。

3.3. 配置优化方法
为了优化配置，使用FEM和IR热成像相结合的方法评估了d对感应加热速率和表面热均匀性的影响。

3.3.1. 通过IR热成像的实验分析
使用外部安装的IR相机（FLIR X6540-sc）作为辅助分析工具，监测样品在感应加热过程中的温度变化。IR相机经过工厂校准，温度采集和分析使用配套软件（FLIR ResearchIR Max）进行。在IR图像中定义了点探针，以提取选定位置的温度-时间历史数据，从而定量评估不同线圈距离下的加热速率和热均匀性。为了最小化由表面反射和局部表面不规则性引起的测量误差，在IR测量之前在样品表面涂了一层薄而均匀的黑色哑光漆。

3.3.2. 理论FEM建模
为了更好地理解感应加热过程中的热量生成，使用COMSOL Multiphysics?（COMSOL）进行FEM分析，模拟钢表面的电磁感应和热量传递。将模拟结果与IR数据进行了比较，为感应线圈配置和加热效果优化提供理论指导，特别是关于加热速率和温度场均匀性。基于实验设置，构建了一个三维（3D）几何模型。如图5(a)所示，模型包括一个感应线圈和一个被封闭在100 × 100 × 100 mm3空气填充计算域中的钢板。钢板被建模为高强度合金钢，而感应线圈表示为线宽为3毫米的铜导体。由于本研究关注的是钢中的热量生成而不是线圈内的电流分布细节，因此线圈几何形状被简化为规则的圆形，以提高计算效率[31]。线圈距离d从2毫米变化到8毫米（图5(b)），输入电流和感应频率根据设备规格设置。模型使用精细的网格进行离散化。为了确保数值精度，钢板中的最大元素大小设置为0.1毫米，并在整个厚度上应用了五个边界层元素（最小厚度为0.01毫米，拉伸因子为1.2）。所得模型的平均网格质量为0.835，确保了模拟结果的可靠性[19], [31]。

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图5. 用于COMSOL模拟的有限元模型。(a) 线圈和钢模型的几何形状和尺寸；(b) 实验中线圈与钢板之间距离变化的示意图。

在感应加热过程中，加热钢中的热量生成主要由涡流引起的焦耳热主导，而随后的温度演变则由材料内的热传导控制[19], [23], [29]。如方程(1)所示，感应线圈中的交流电产生随时间变化的磁场，在钢板中诱导出闭合回路涡流，并以焦耳热的形式耗散电磁能量。如方程(2)所示，电磁场和热场通过体积热量生成项Q耦合，表明瞬态温度响应取决于局部涡流强度和热驱动的扩散。

(1) Q = |Jg|2 ? 1/σ ? (Cp ?T/?t) + ? ? (-k ?T) = Q
其中Q表示焦耳热生成项，Jg是诱导涡流的密度，σ表示钢的电导率。ρ是材料密度，Cp是比热容，k是钢的热导率。

为了捕捉这种耦合行为，使用了“电磁加热”接口实现多物理场耦合。“磁场”模块用于计算涡流引起的焦耳热，而“固体中的热传递”模块用于模拟热量传递。

电磁边界条件，包括电流和频率，根据实际规格和参数定义。环境温度和初始温度设置为室温（293.15 K）[19], [29]。材料属性，包括电导率、热导率、热容和密度，来自COMSOL材料库[32]和相关文献[19], [29], [31]。为了简化模拟，假设材料是均匀和各向同性的。对于热边界条件，考虑了自然对流和热辐射。由于样品在空气中加热且没有强制气流，因此假设了自然对流[19], [29]。根据文献值[19], [29], [33], [34]和实验测量的校准，对流热传递系数设置为5 W/(m2·K)，表面发射率设置为0.8。

通过将模拟温度与实验测量数据进行比较，进一步验证了这些边界条件和模型假设的有效性，获得了良好的一致性，确认了模型的可靠性。

3.4. 过程参数优化方法
实验II和III基于优化的线圈配置进行，以确定实现优异接合性能（高接合强度和受控厚度减小）的最佳工艺参数。

3.4.1. 接头性能评估
使用通用测试机（Autograph AGX-1kN，Shimadzu）在室温下评估CFRTP–钢接头的接合强度，十字头速度为1 mm/min。在夹持样品时，在金属和聚合物两侧放置垫片，以确保施加的拉伸载荷和接合界面同轴对齐。记录最大断裂载荷，并通过将最大断裂载荷除以接合面积来计算拉伸-剪切强度。每种条件测试了五个样品，平均值用于分析。通常认为20 MPa的接头强度是工业应用的最小要求[32]。

由于IHDJ是一种涉及热和机械效应的成形后接合方法，接合后聚合物侧的过度变形可能会影响组件的尺寸完整性，降低其结构应用的适用性，并降低接头质量[35], [36], [37], [38]。因此，在本研究中，采用了接合后的CFRTP厚度减小（以下简称厚度减小）作为另一个关键性能指标。使用光学轮廓仪（VR-6000，Keyence）基于白光光栅投影方法测量CFRTP的厚度。厚度减小计算为接合前后测量的厚度之差。

然而，目前还没有广泛接受的标准来定义IHDJ后聚合物的允许厚度减小范围。在本研究中，回顾了与热机械接合相关的尺寸公差标准和先前研究，以基于初始CFRTP厚度建立一个合理的评估标准。ISO 2768[39]规定加工线性尺寸的中等公差约为±0.1毫米。ISO 286[40]中，类似的成型和焊接过程的公差等级通常为0.18–0.3毫米（大约6–10%）。此外，ISO 5623[41]允许热塑性接合中的尺寸变化在组件厚度的大约5–10%范围内。此外，先前关于电阻焊接的研究[37], [38]报告称，大约6.6–10%的厚度减小对应于可接受的接头质量。

基于这些标准和先前研究，可以将原始厚度的大约10%的尺寸变化视为可接受范围的上限。因此，在本研究中，定义厚度减小≤10%作为接受限制，以指导过程优化。

3.4.2. RSM分析
在固定了优化后的线圈距离的情况下，使用RSM分析三个过程参数（Tset, Fset, 和 tset）对响应变量（即接合强度和厚度减小）的综合效应和相互作用。通过将实验设计与多元回归建模相结合，这种方法能够使用有限的实验次数高效地定量评估参数相互作用[42]，从而减少实验时间和成本，同时确保稳健的过程优化。RSM的应用进一步有助于确定同时实现高接合强度和受控厚度减小的最佳工艺窗口。实验设计和统计分析的详细信息在第4.2节中介绍。

3.4.3. 微观结构观察
使用扫描电子显微镜（SEM；JSM-IT800SHL，JEOL）来表征接头的微观结构特征。通过使用横截面抛光机（IB-19550CCP，JEOL）进行低温离子铣削来制备横截面样品，以减少制造过程中的机械损伤。检查拉伸-剪切测试后的断裂表面，以评估残留聚合物的存在、分布和数量，从而识别接头失效模式并推断界面粘合的质量。

4. 结果
4.1. 配置优化
在实验I中，我们研究了d对感应热生成的影响，通过数值模拟和IR热成像相结合的方法，从加热速率和表面热均匀性的角度进行了评估。

4.1.1. 加热速率的研究
还研究了d对加热速率的影响。如图6(a)所示，虚拟探针放置在模拟和IR图像的接合区域中心，测量的温度定义为代表性表面温度（Tcentre）。图6(b)比较了从室温到280°C的Tcentre–时间曲线。

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图6.d对加热速率的影响。(a) 用于提取代表性温度(Tcentre)的虚拟探针的位置；(b) 在d = 2–8毫米时，通过模拟和实验获得的Tcentre–时间曲线，覆盖了从室温到280°C的温度范围。模拟和实验结果显示出相似的加热趋势，偏差在10%以内，验证了有限元模型以及采用的热传递系数和材料属性参数的准确性。达到280°C所需的时间随着d的增加而呈指数级增长。对于d ≤ 6毫米，加热到280°C在16秒内完成，而在d = 8毫米时，所需时间超过了50秒，表明加热效率降低。4.1.2. 热均匀性研究在Tcentre达到280°C的瞬间，评估了d对表面热均匀性的影响。图7(a)展示了不同d条件下的模拟温度场，图7(b)显示了相应的红外热成像图。该过程在钢表面产生了局部加热现象，热量从“靠近线圈的一侧”向“远离线圈的一侧”扩散。随着d的增加，这种向外热扩散变得更加明显，导致“远离线圈的一侧”温度升高。此外，观察到一个大致遵循线圈几何形状的环形高温分布，这在d = 2–4毫米时尤为明显。下载：下载高分辨率图像（638KB）下载：下载全尺寸图像图7. 当Tcentre达到280°C时d对热均匀性的影响 (a) 模拟数据的温度场；(b) 红外图像的温度场。(c) 从温度场中提取温度数据以进行定量评估的示意图；(d) 不同d下接头区域的平均温度；(e) 不同d下的温度变异系数(CV)。热均匀性是通过使用从接头区域提取的温度数据计算出的平均温度和变异系数(CV，定义在方程(3)中)来量化的。如图7(c)所示，温度值是从红外图像中选定的点探针或有限元模型中相应的节点获得的。(3)CV=平均值±标准偏差×100% 一项相关研究[43]表明，平均温度与目标温度之间的偏差在±2°C范围内可以被认为是可接受的，适用于均匀感应加热。尽管可接受的CV阈值取决于应用要求，但通常认为CV值低于5%表明热场是均匀的[44]，[45]，[46]。图7(d)和(e)显示了计算出的平均温度和CV。随着d的增加，平均接头温度趋近于Tcentre，而CV则大致呈指数级下降，表明热均匀性有所改善。值得注意的是，在d = 6–8毫米时，实验数据和模拟数据的CV值都低于5%，平均温度与Tcentre之间的偏差保持在±2°C范围内，表明接头区域的温度均匀性是可以接受的。总体而言，d显著影响了感应加热行为，加热速率和热均匀性表现出相反的趋势。在这项研究中，由于设备尺寸和调整精度的限制，d的分辨率被限制在2毫米的增量。在研究的范围内，d ≈ 6毫米提供了一个有效的折中方案，能够在16秒内快速加热到280°C，同时保持可接受的温度均匀性（CV < 5%）。4.2. 工艺参数优化实验II研究了工艺参数(Tset、Fset和tset)对连接强度和厚度减小的影响，使用了表2中列出的参数设置。随后，实验III应用了RSM来识别在限制厚度减小的同时实现高拉伸剪切强度的最佳参数组合。4.2.1. 工艺参数对连接性能的影响使用正交实验设计研究了Tset和Fset的影响，其中tset固定为10秒。如图8(a–e)所示，随着Tset和Fset的增加，厚度减小通常会增加，而连接强度则强烈依赖于Tset和Fset的耦合效应。在Tset = 200°C和360°C时，接头在所有力条件下都失效或未满足应用要求。在240–280°C的中间温度范围内，连接强度最初随着Fset的增加而增加，然后减少。在这些条件中，接近Tset = 280°C和Fset = 10 N时，发现了实现更好连接强度的最佳组合。然而，当Tset = 320°C时，连接强度总体上下降并且变得不稳定，这可能与镀锌层的退化开始有关[16]。下载：下载高分辨率图像（642KB）下载：下载全尺寸图像图8. 工艺参数(Tset、Fset和tset)对连接性能的影响。(a–e) Tset (200–360°C)和Fset (2–100 N)的综合效应；(f) tset (3–20 s)的效应。随后，在Tset和Fset分别固定为280°C和10 N的情况下评估了tset的影响，如图8(f)所示。连接强度对t???的依赖性比厚度减小更为明显，最初增加然后随着保持时间的延长而减少。在10秒时获得了最大的连接强度，而较短和较长的保持时间都导致连接强度降低。总体而言，工艺参数之间的相互作用显著影响了CFRTP–钢接头的连接性能。在研究的实验范围内，在Tset = 280°C、Fset = 10 N和tset = 10 s的参数窗口内，实现了改进的连接性能（约42 MPa）。4.2.2. 通过RSMA Box–Behnken设计进行工艺参数优化采用了每个因素三个水平的设计。如表3所示，为了提高后续分析的准确性，根据4.2.1节的结果，在Tset = 280°C、Fset = 10 N和tset = 10 s附近细化了输入参数范围。此外，为了提高感应加热效果，根据4.1节的结果，将线圈距离固定为d = 6毫米。设计矩阵和相应的响应值列在表4中；每种条件进行了三次重复实验。表3. RSM中的因素和水平设计。因素水平101ATset (°C)260280300BFset (N)51525Ctset (s)51015表4. RSM的实验设计和响应结果。运行因素响应ABC1: 连接强度 (MPa)2: 厚度减小 (%)1280151039.98.6226051041.06.4326015538.47.64300251039.113.352805544.74.86280151040.48.97280151039.410.08300151540.313.09260251037.810.310260151537.111.81130051041.310.81228051540.19.21328025537.710.814280151040.69.615280251541.512.81630015540.812.1响应的方差分析(ANOVA)结果总结在表5中。低模型p值和非显著的缺乏拟合F值表明两个响应表面模型在统计上都是显著的，并且充分描述了实验数据[42]。决定系数(R2)接近于1，调整后的R2值与预测的R2值之间的差异< 0.2，证实了良好的预测一致性[42]。对于连接强度而言，显著的项是A、B、BC、A2和B2；而对于厚度减小而言，显著的项是A、B、C、AC、A2和C2。最终编码的方程分别表示为(4)和(5)。(4)连接强度=40.13+0.88A?1.37B?0.33C+2.11BC?1.07A2+0.80B2(5)厚度减小=9.26+1.64A+1.63B+1.06C?0.83AC+0.95A2+0.90C2表5. ANOVA结果。空单元响应1: 连接强度响应2: 厚度减小模型: p值< 0.0001. 显著< 0.0001, 显著缺乏拟合: F值1.44, 不显著0.53, 不显著R20.930.96调整后的R2- 预测的R20.090.07基于统计分析构建了响应表面图，以可视化Tset、Fset和tset对连接强度和厚度减小的交互效应。连接强度的响应表面图(图9(a))显示，在每个研究的t???水平(5–15秒)内，存在一个由特定Tset和Fset组合定义的最佳区域，在该区域内可以实现高连接强度。偏离这个区域，无论是向较低的Tset和Fset值还是较高的Tset和Fset值，都会导致强度降低。这种非单调趋势与方程(4)中Tset和Fset的线性-二次项(A、B、A2和B2)一致。在交互项中，Fset和tset之间的耦合特别明显，这反映在强烈的正BC项上。具体来说，在较长的tset下，提供较大的Fset时可以实现更高的连接强度。这种行为可以归因于热软化和机械压缩的联合效应：在某些Tset下，较长的tset允许足够的聚合物软化和流动，而较高的Fset促进了聚合物在界面处的渗透和结构致密化，从而提高了接头强度。下载：下载高分辨率图像（1MB）下载：下载全尺寸图像图9. 在tset = 5、10和15秒时Tset和Fset的响应表面图。(a1–a3) 对连接强度的影响。(b1–b3) 对厚度减小的影响。相比之下，厚度减小的响应表面图(图9(b))显示出随着Tset、Fset和tset的增加而大致单调增加。与Tset和tset相关的二次项(A2和C2)表明，在更激进的热条件下，厚度减小以非线性方式加速。因此，最小的厚度减小限制在Tset、Fset和tset保持相对较低的区域内。总之，RSM分析揭示了工艺参数对接头性能的耦合效应。在特定的加工窗口内，观察到了厚度减小和连接强度之间的权衡关系，在该窗口内，接头实现了高连接强度，同时保持了可接受的厚度减小范围(<10%)。在优化条件下(Tset = 285.7°C、Fset = 5.1 N、tset = 5.0秒)，接头实现了44.9 MPa的连接强度和8.4%的厚度减小，对应于1的理想值。此外，在探索的范围内还发现了针对较低厚度减小的其他参数组合。例如，在Tset = 260.7°C、Fset = 5.1 N和tset = 5.0秒时，获得了42.8 MPa的连接强度和6%的厚度减小，提供了满足不同厚度减小要求的灵活性。5. 讨论5.1. 工艺参数的机制讨论本节基于宏观外观、横截面观察和断裂表面分析，讨论了工艺参数对CFRTP–钢接头形态和断裂行为的影响。5.1.1. 接头的宏观形态图10显示了在正交设计的T???和F???下制造的接头的宏观形态，tset保持为10秒。连接后，在施加力的作用下，熔融树脂从连接界面挤出，形成了“溢出”区域，如红色箭头所示。这种现象解释了观察到的接头厚度减小。随着T???和F???的增加，“溢出”区域明显扩大，这与4.2.1节报告的厚度减小趋势一致。这种行为可以归因于在较高T???下基体流动性的提高和在较高F???下树脂流动驱动力的增加。下载：下载高分辨率图像（495KB）下载：下载全尺寸图像图10. 在tset = 10秒时不同T???和F???值下的IHDJ接头的宏观外观。5.1.2. 界面温度(T???)的影响图11(a)–(c)分别显示了在T??? = 240、280和320°C下制造的接头的横截面形态。根据对连接界面的观察，可以确认在所有研究的温度下，界面附近的聚合物基体都充分熔化，并与HWT诱导的表面纳米结构建立了亚微米级的接触。下载：下载高分辨率图像（864KB）下载：下载全尺寸图像图11. 在tset = 10秒时接头的横截面观察。(a–c) T???= 240、280和320°C的接头。(d–e) F???= 50和2 N的接头。随着T???的增加，碳纤维富集区域（在图中突出显示，此后称为CF富集区）逐渐向金属界面移动，表明在较高温度下聚合物流动性增强。流动性的增加促进了熔融聚合物渗透到复杂的表面纳米结构中，从而增加了其渗透到纳米级表面特征中的程度以及有效的界面接触面积，并促进了机械互锁，这有助于提高接头强度。在我们之前关于IMDJ的研究中已经报道和讨论了聚合物流动性对渗透深度和混合接头强度的类似影响[47]，[48]。5.1.3. 应用力(Fset)的影响图11(d)和(e)比较了在F??? = 50 N和2 N下制造的接头的横截面形态。当树脂具有足够的流动性时，增加F???促进了层间空隙的填充，减少了内部缺陷，并增强了CFRTP层内的压实。因此，选择与T???和t???协调的适当力水平对于确保熔融树脂与金属表面的紧密接触和有效渗透至关重要。这一观察结果与图8(d)和图9(a-3)中显示的结果一致，在相对较高的热输入条件下，增加施加的力可以改善结构的致密化并减少内部缺陷。然而，如图11所示，过高的F???不可避免地会导致不必要的树脂挤出和CFRTP基体的过度变形，最终导致接头性能下降。5.1.4. 加热保持时间(tset)的影响通过观察断裂表面来研究tset的影响。图12(a)示意性地展示了断裂表面的制备和观察程序。图12(b)显示，在不同的tset下，断裂表面的接合区域显示出不同量的残留树脂或碳纤维(CF)。增加tset会导致更多的残留树脂，表明主导的失效模式从界面粘接失效转变为树脂基体内的内聚失效，这表明界面粘接得到改善，接头强度提高。然而，与tset = 10秒相比，tset = 30秒时没有观察到残留树脂的进一步增加。下载：下载高分辨率图像(346KB)下载：下载全尺寸图像图12. 在不同保持时间(tset)下，金属侧的断裂表面，分别在T??? = 280 °C和F??? = 10 N的条件下获得：(a) 断裂表面制备和观察的示意图；(b1–b4) 分别对应tset = 3、7、10和30秒的断裂表面。这些结果表明，通过延长对熔融基体和碳纤维束的热机械作用，可以一定程度上促进树脂的渗透。然而，如果保持时间过长且与界面温度和施加的力不匹配，可能会导致热降解和过度变形。因此，过度延长tset并不会进一步提高接头强度，反而会降低加工效率，甚至可能恶化接头性能。总体而言，要实现高质量的CFRTP–钢接头，需要适当控制工艺参数，以形成强化的界面机械互锁，同时尽量减少缺陷的形成。在我们之前关于热水处理镀锌钢–CFRTP接头连接机制的研究中，透射电子显微镜(TEM)观察提供了更清晰的界面互锁结构证据[16]、[25]，表明在界面处有足够的微观尺度锚固是实现高接头强度的关键因素之一。此外，一旦达到足够的界面渗透，材料之间的化学相互作用[25]、[49]，以及聚合物基体的结晶行为和机械性能[50]也被认为是影响接头强度的重要因素。这些方面将在我们未来的工作中进一步研究。5.2. 裂纹起始和失效行为本节研究了CFRTP–钢接头的失效行为。为了最小化界面机械互锁不足和锌涂层失效的影响，研究了在Tset = 280 °C、Fset = 10 N和tset = 10秒条件下制造的接头。如4.2.1节所讨论的，这些条件下的接头平均强度为42 MPa，并将厚度减小限制在10%以下。为了确定裂纹起始位置，在接头完全断裂前（30 MPa时）中断了拉伸剪切载荷，并使用SEM检查了接头截面。观察到了多种裂纹起始模式；裂纹主要发生在缺乏碳纤维(CF)增强的PA6基体区域（图13(a)和(b)）。此外，还观察到了起源于纤维-基体界面的裂纹（图13(c)）。在某些情况下，这些裂纹进一步扩展，导致纤维断裂（图10(d)），表明接头在失效前承受了相对较高的载荷。总体而言，裂纹主要发生在机械强度较低的PA6基体内或沿纤维-基体界面。这种行为与之前的研究[14]、[16]、[30]关于CFRTP接头的结果一致，这些研究表明碳纤维可以抑制裂纹扩展并增强周围基体。下载：下载高分辨率图像(170KB)下载：下载全尺寸图像图13. 在承受30 MPa的拉伸-剪切载荷后，接头中的典型裂纹起始位置。(a) CFRTP内部无CF增强区域的裂纹；(b) 接头界面附近树脂富集区域的裂纹；(c) 沿着纤维-基体界面边缘起始的裂纹；(d) 传播到纤维束中的裂纹，导致纤维断裂。此外，如图11(c)和(e)所示，在不适当的条件下，CFRTP内部会出现空洞形成或锌涂层降解，从而增加接头失效的敏感性。因此，足够的界面渗透和机械互锁、具有最小空洞缺陷的致密基体以及均匀的碳纤维分布是提高接头强度的关键微观结构因素。6. 结论本研究提出了IHDJ系统的发展和CFRTP–镀锌钢接头制造的系统化工艺优化方法。与我们的先前工作相比，本研究的主要贡献不仅在于设备的改进，还在于建立了IHDJ过程的多参数优化框架和多目标评估策略，从而提高了接头性能和工艺可靠性。通过整合红外热成像、有限元仿真、连接实验和RSM，阐明了线圈距离和工艺参数对加热行为和接头性能的影响机制。分析表明：(1) 在研究的范围内，最佳线圈距离(d = 6 mm)在加热速率和热均匀性之间取得了平衡；(2) 确定了一个最佳工艺窗口，以平衡接头强度和厚度减小，在该窗口内接头达到了44.9 MPa的高强度和8.4%的可接受厚度减小。(3) 失效分析表明，接头强度不仅受界面粘接的影响，还受CFRTP基体和纤维-基体界面的机械性能的影响。总体而言，本研究从设备设计、工艺优化策略和评估标准的角度，有助于理解和改进金属-聚合物接头的IHDJ技术，从而提高了工艺可靠性并促进了其在工业应用中的潜力。此外，本研究主要使用短期接头强度作为性能指标，而没有详细研究长期耐久性。由于耐久性和长期可靠性对工业应用至关重要，未来的工作将重点关注长期性能评估，包括热循环、疲劳和水老化测试，以进一步提高接头在服役条件下的长期可靠性。从制造角度来看，进一步的工艺开发将集中在机器人操作、连续加工以及IHDJ在其他材料系统中的适用性上，以促进IHDJ工艺的工业应用。CRediT作者贡献声明Kimura Fuminobu：验证、监督、资源提供。Kajihara Yusuke：撰写-审阅与编辑、监督、资源提供、方法论、资金获取、概念化。Chen Weiyan：方法论、调查、概念化。Ren Jiaxing：撰写-审阅与编辑、初稿撰写、可视化、验证、方法论、调查、形式分析、数据管理、概念化。Wang Shuohan：验证、方法论、数据管理。关于写作过程中生成式AI和AI辅助技术的声明在准备这项工作时，作者使用了ChatGPT来辅助语言编辑，包括语法、拼写和格式，以提高手稿的可读性。使用该工具后，作者根据需要仔细审阅和编辑了手稿，并对本文内容的准确性、完整性和原创性负全责。