5 mm厚6005A-T6鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭的組織及性能

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(1.中車南京浦鎮(zhèn)車輛有限公司，南京 210031；2.中南大學(xué)輕合金研究院，長(zhǎng)沙 410083;3.航天工程裝備(蘇州)有限公司，蘇州 215100)

0 引 言

攪拌摩擦焊是一種固相焊接方法，通過旋轉(zhuǎn)的軸肩和攪拌針與被焊金屬之間的摩擦熱及攪拌針的擠壓、攪拌作用，使被焊金屬發(fā)生塑性流動(dòng)，從而形成牢固連接[1]。攪拌摩擦焊具有焊縫成形美觀、綜合力學(xué)性能良好、焊接變形小、綠色環(huán)保和無需添加焊材等優(yōu)點(diǎn)，適用于焊接鋁、鎂、鈦、銅等合金，因此在造船、航空航天及軌道交通等領(lǐng)域得到廣泛的推廣和應(yīng)用[2]。

雙軸肩攪拌摩擦焊是一種新型的攪拌摩擦焊接方式，該技術(shù)采用具有上下軸肩的自支撐攪拌工具，在焊接過程中上下軸肩與攪拌針共同旋轉(zhuǎn)，與被焊材料相互作用而實(shí)現(xiàn)材料連接。這種自支撐攪拌工具的使用大大降低了焊接過程中的頂鍛壓力，提高了諸如曲線型、狹小空腔及筒體等復(fù)雜結(jié)構(gòu)件的攪拌摩擦焊接的可操作性，同時(shí)節(jié)省了制造剛性裝置的成本，并從根本上解決了未焊透或根部缺陷等問題[3]?；谏鲜鰞?yōu)點(diǎn)，雙軸肩攪拌摩擦焊在軌道交通等行業(yè)極具應(yīng)用前景[4]。在雙軸肩攪拌摩擦焊時(shí)，由于上下兩個(gè)軸肩同時(shí)與被焊金屬摩擦產(chǎn)熱，因此在相同焊接參數(shù)下，其熱輸入較常規(guī)攪拌摩擦焊的大[5]。采用較低的旋轉(zhuǎn)速度和較高的焊接速度可有效降低熱輸入。目前，對(duì)雙軸肩攪拌摩擦焊接頭的研究主要集中在顯微組織、拉伸性能、顯微硬度和彎曲性能方面[6-8]，在疲勞性能方面的研究較少。而接頭的疲勞性能研究具有重要工程意義[9-11]，是綜合力學(xué)性能評(píng)估不可或缺的一部分。

6005A-T6鋁合金型材是軌道交通行業(yè)中車身、地板等結(jié)構(gòu)常用的材料，目前針對(duì)該種材料的攪拌摩擦焊，尤其是雙軸肩攪拌摩擦焊的研究較少，且未見在較低旋轉(zhuǎn)速度下實(shí)現(xiàn)較高速度(>500 mm·min-1)焊接以及接頭疲勞性能的研究報(bào)道。為此，作者對(duì)軌道車輛側(cè)墻用5 mm厚6005A-T6鋁合金型材在低旋轉(zhuǎn)速度、高焊接速度下進(jìn)行了雙軸肩攪拌摩擦焊試驗(yàn)，研究了接頭的顯微組織、拉伸和疲勞性能，以期對(duì)雙軸肩攪拌摩擦焊技術(shù)的工程應(yīng)用提供指導(dǎo)。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法

試驗(yàn)材料為6005A-T6鋁合金板，尺寸為1 000 mm×300 mm×5 mm，其化學(xué)成分見表1，抗拉強(qiáng)度為285 MPa，伸長(zhǎng)率為16%。采用航天工程裝備(蘇州)有限公司生產(chǎn)的二維攪拌摩擦焊設(shè)備，裝配自主研制的攪拌工具進(jìn)行雙軸肩攪拌摩擦焊接，攪拌工具上下軸肩的直徑均為18 mm，攪拌針直徑為8 mm，針長(zhǎng)4.75 mm。采用對(duì)接焊，焊接過程如圖1所示?；谇捌诘墓に噮?shù)優(yōu)化結(jié)果，確定焊接時(shí)的旋轉(zhuǎn)速度n為400 r·min-1，焊接速度v為600 mm·min-1，在該參數(shù)下焊接后接頭的抗拉強(qiáng)度較高。

表1 6005A-T6鋁合金的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Tab.1 Chemical composition of 6005A-T6 aluminum alloy (mass) %

圖1 焊接過程示意Fig.1 Schematic of welding process

圖2 拉伸和疲勞試樣尺寸Fig.2 Dimensions of tensile (a) and fatigue (b) specimens

按照ISO 25239-4：2011，在焊接接頭上以焊縫為中心、垂直于焊縫方向分別截取金相、拉伸和疲勞試樣。金相試樣尺寸為30 mm×20 mm×5 mm，經(jīng)打磨、拋光，用Keller試劑(3 mL硝酸+6 mL鹽酸+6 mL氫氟酸+150 mL蒸餾水)腐蝕后，根據(jù)ISO 17639：2013，在ZEISS Axio Lab A1型光學(xué)顯微鏡(OM)上觀察顯微組織。拉伸試樣尺寸如圖2(a)所示，按照ISO 4136：2011，在CMT5504-5105型電子萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，拉伸速度為3 mm·min-1。疲勞試樣尺寸如圖2(b)所示，按照ISO 1099：2006，在GPS100型高頻疲勞試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行疲勞試驗(yàn)，應(yīng)力比為0.1，采用正弦加載方式，加載頻率為100 Hz，分5個(gè)應(yīng)力等級(jí)，應(yīng)力幅分別為54.05，49.44，45.01，42.75，40.49 MPa，以循環(huán)106周次未引起斷裂的最大應(yīng)力作為試驗(yàn)合金的條件疲勞極限。根據(jù)ISO 9015-1：2001，用HVS-1000型數(shù)顯顯微硬度計(jì)測(cè)接頭橫截面硬度，以焊縫為中心向兩側(cè)每隔1 mm取點(diǎn)測(cè)試，載荷為2.94 N，保載時(shí)間為15 s。用JSM-7001F型掃描電子顯微鏡(SEM)及其附帶的能譜儀(EDS)觀察拉伸和疲勞斷口形貌，分析斷口成分。

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 宏觀形貌

由圖3可知：焊縫正面、背面成形美觀，魚鱗紋清晰可見，飛邊較少，表面無溝槽等缺陷，焊縫中無隧道型孔洞等缺陷；接頭由焊核區(qū)(WNZ)、熱機(jī)影響區(qū)(TMAZ)、熱影響區(qū)(HAZ)和母材(BM)組成。與常規(guī)攪拌摩擦焊接頭不同，雙軸肩攪拌摩擦焊接頭呈“啞鈴形”形貌，前進(jìn)側(cè)熱機(jī)影響區(qū)和熱影響區(qū)分界線明顯，后退側(cè)熱機(jī)影響區(qū)和熱影響區(qū)過渡較圓滑，分界線不明顯，這是因?yàn)樗苄粤鲃?dòng)的鋁合金隨攪拌針從前進(jìn)側(cè)向后退側(cè)遷移，導(dǎo)致后退側(cè)鋁合金受到擠壓，界面變得圓滑。

圖3 焊縫表面及橫截面形貌Fig.3 Surface and cross-section morphology of the weld: (a) front surface; (b) back surface and (c) cross-section

2.2 顯微組織

由圖4可見：焊核區(qū)由細(xì)小的等軸晶組成，同時(shí)存在大量細(xì)小、彌散分布的強(qiáng)化相，這是因?yàn)楹负藚^(qū)金屬受到攪拌針的劇烈攪拌作用而發(fā)生塑性變形，同時(shí)在摩擦熱的作用下發(fā)生再結(jié)晶；在熱機(jī)影響區(qū)，由于受到攪拌針周圍塑性鋁合金的擠壓剪切作用，晶粒發(fā)生扭曲，后退側(cè)受到的擠壓作用更大，晶粒扭曲得更為嚴(yán)重；熱影響區(qū)距離焊核較遠(yuǎn)，只受到熱循環(huán)的影響，因此這個(gè)區(qū)域的組織與母材的相似，但是晶粒尺寸大于母材的，前進(jìn)側(cè)和后退側(cè)組織沒有明顯區(qū)別。

圖4 焊接接頭不同區(qū)域的顯微組織Fig.4 Microstructures at different zones of the welded joint: (a) base metal; (b) weld nugget; (c,d) heat affected zone and thermo-mechanically affected zone at advancing side and (e,f) heat affected zone and thermo-mechanically affected zone at retreating side

圖5 焊接接頭橫截面顯微硬度隨距焊縫中心距離的變化曲線Fig.5 Curves of cross-sectional microhardness vs distance from weld center of the welded joint

2.3 顯微硬度

由圖5可見，接頭橫截面顯微硬度呈“W”形分布，母材硬度最高，為93 HV，熱影響區(qū)與熱機(jī)影響區(qū)界面處硬度最低，為60 HV，焊核區(qū)硬度為65 HV。由于受到熱循環(huán)的作用，熱影響區(qū)強(qiáng)化相溶解、晶粒粗化，因此其硬度降低；且距焊縫中心越近，溫度越高，硬度越小;硬度在熱影響區(qū)和熱機(jī)影響區(qū)界面處達(dá)到最低值。焊核區(qū)金屬同時(shí)受到熱循環(huán)和攪拌針的機(jī)械攪拌作用，雖然在熱循環(huán)作用下強(qiáng)化相溶解會(huì)導(dǎo)致硬度降低，但是在機(jī)械攪拌作用下鋁合金發(fā)生了動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，較小的晶粒起到了細(xì)晶強(qiáng)化作用，因此與熱機(jī)影響區(qū)相比硬度又有所增大。

2.4 拉伸性能

拉伸試驗(yàn)結(jié)果表明：焊接接頭的平均抗拉強(qiáng)度為205 MPa，接頭系數(shù)達(dá)到71.9%；接頭均在前進(jìn)側(cè)熱機(jī)影響區(qū)和熱影響區(qū)界面處發(fā)生斷裂。熱機(jī)影響區(qū)同時(shí)受到攪拌針的攪拌作用和熱循環(huán)的影響，晶粒被拉長(zhǎng)，發(fā)生嚴(yán)重變形;而熱影響區(qū)受到熱循環(huán)的作用，晶粒發(fā)生粗化:二者的組織在形態(tài)、大小等方面均存在很大差異。這種組織不均勻性導(dǎo)致應(yīng)力集中，使得斷裂易在熱機(jī)影響區(qū)和熱影響區(qū)界面處發(fā)生。前進(jìn)側(cè)熱影響區(qū)和熱機(jī)影響區(qū)組織差異較后退側(cè)的大，因此其界面處是整個(gè)接頭最為薄弱的區(qū)域。

由圖6可見：焊接接頭拉伸斷口中存在大量等軸狀韌窩，為典型的韌性斷裂；在斷口中還可觀察到析出相剝離后留下的細(xì)小光滑韌窩，存在沿晶斷裂特征。

圖6 焊接接頭拉伸斷口SEM形貌Fig.6 SEM micrograph of tensile fracture surface of the welded joint

2.5 疲勞性能

由圖7可見，隨著最大應(yīng)力S的降低，焊接接頭試樣斷裂時(shí)的循環(huán)次數(shù)N增大，接頭的條件疲勞極限為96.6 MPa。

由圖8可以看出，焊接接頭疲勞斷口上存在裂紋源、擴(kuò)展區(qū)和瞬斷區(qū)，裂紋源靠近上表面，擴(kuò)展區(qū)呈現(xiàn)明顯的疲勞條紋，瞬斷區(qū)有大量韌窩。在疲勞載荷作用下，裂紋不斷擴(kuò)展使得接頭實(shí)際承載面積減小，最終導(dǎo)致接頭被瞬間拉斷，韌窩的存在表明接頭最終發(fā)生韌性斷裂。由表2可知，裂紋源區(qū)位置1處含有質(zhì)量分?jǐn)?shù)為60.27%的碳元素、23.78%的鋁元素和15.46%的氧元素，鎂、硅含量較低，可見該處為氧化物夾雜。雙軸肩攪拌摩擦焊時(shí)的熱輸入較大，導(dǎo)致鋁合金表面發(fā)生氧化形成氧化物夾雜。

圖7 焊接接頭的S-N曲線Fig.7 S-N curve of the welded joint

圖8 焊接接頭疲勞斷口SEM形貌Fig.8 SEM micrographs of fatigue fracture surface of the welded joint: (a) at low magnification and (b) at high magnification

表2 圖8(b)中位置1的EDS分析結(jié)果(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Tab.2 EDS analysis results of position 1 shown in Fig.8(b) (mass) %

在疲勞載荷的作用下，氧化物夾雜處產(chǎn)生應(yīng)力集中，形成微裂紋。

3 結(jié) 論

(1) 采用自主設(shè)計(jì)的雙軸肩攪拌工具，在旋轉(zhuǎn)速度400 r·min-1、焊接速度600 mm·min-1下對(duì)6005A-T6鋁合金進(jìn)行雙軸肩攪拌摩擦對(duì)接焊，焊縫表面成形美觀，飛邊較少，無表面溝槽、內(nèi)部孔洞等缺陷。

(2) 焊接接頭由焊核區(qū)、熱機(jī)影響區(qū)、熱影響區(qū)及母材組成，呈“啞鈴形”形貌，前進(jìn)側(cè)熱影響區(qū)和熱機(jī)影響區(qū)分界線明顯，后退側(cè)過渡較圓滑；接頭橫截面顯微硬度以焊縫為中心呈“W”形分布，前進(jìn)側(cè)熱機(jī)影響區(qū)和熱影響區(qū)界面處的硬度最小，為60 HV。

(3) 焊接接頭的抗拉強(qiáng)度達(dá)到205 MPa，接頭系數(shù)為71.9%，拉伸斷裂方式為韌性斷裂，斷裂位置位于前進(jìn)側(cè)熱機(jī)影響區(qū)和熱影響區(qū)界面處；接頭的條件疲勞極限為96.6 MPa，裂紋源為靠近上表面的氧化物夾雜，疲勞斷口瞬斷區(qū)呈韌窩形貌。

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