任俊學(xué)，戴浩杰

（200093 上海市 上海理工大學(xué) 機械工程學(xué)院）

0 引言

采用先進的制造連接工藝是實現(xiàn)輕量化的途徑之一。摩擦焊接作為一種固相焊接方法，具有優(yōu)異的焊接接頭性能，廣泛應(yīng)用于航空航天、石油開采、汽車制造等領(lǐng)域[1-2]。汽車轉(zhuǎn)向器是轉(zhuǎn)向系統(tǒng)的核心部件，齒輪齒條轉(zhuǎn)向器由于結(jié)構(gòu)簡單、逆效率合理，在汽車上得到了廣泛應(yīng)用[3]。齒輪齒條轉(zhuǎn)向器的核心是轉(zhuǎn)向齒輪和齒條，通常齒條采用優(yōu)質(zhì)碳鋼或合金棒材制作，通過調(diào)質(zhì)處理、制齒、齒部熱處理、校直、表面拋光的加工流程制作而成[4]。齒條在工作時，桿部負責傳遞轉(zhuǎn)向拉壓力，受軸向力和小部分彎矩作用，應(yīng)力較小，具有很大的輕量化潛力。通過把齒條部分材料換成空心管，采用摩擦焊接工藝與實心棒材連接，可以達到輕量化效果并降低轉(zhuǎn)向器生產(chǎn)成本。

本文采用兩種不同的焊接工藝參數(shù)焊接2 類接頭樣件，通過顯微硬度試驗、疲勞試驗及斷裂位置金相觀察試驗，比較2 種焊接工藝的微觀組織差異和接頭疲勞性能的好壞，研究焊接參數(shù)對焊接接頭質(zhì)量的影響，為輕量化齒條制造選取合適的焊接參數(shù)。

1 試驗材料及方法

1.1 試驗材料

1.1.1 材料屬性及工藝參數(shù)

本文中焊接原材料為S45SC 棒材和E355 無縫鋼管，其化學(xué)成分和物理性能如表1 和表2 所示。原材料的尺寸參數(shù)為：棒材直徑26.0 mm，管材外徑26.0 mm，內(nèi)徑16.5 mm。研究采用國產(chǎn)C-20 型號連續(xù)驅(qū)動摩擦焊機，可焊接直徑12～34 mm 的樣件。樣件焊接采用兩種焊接規(guī)范，其相關(guān)參數(shù)如表3 所示。焊接時管材裝夾在移動夾具一端，棒材裝夾在旋轉(zhuǎn)夾具一端，根據(jù)預(yù)設(shè)焊接參數(shù)，由摩擦焊機自動完成焊接作業(yè)。

表1 S45SC 和E355 的化學(xué)成分（質(zhì)量分數(shù)，%）Tab.1 Chemical composition of S45SC and E355 (mass fraction,%)

表2 S45SC 和E355 的相關(guān)物理性能Tab.2 Related physical properties of S45SC and E355

表3 樣件焊接規(guī)范及相關(guān)參數(shù)Tab.3 Sample welding specifications and related parameters

1.1.2 試樣尺寸及制備方法

考慮到樣件個數(shù)和實驗條件限制，疲勞試樣設(shè)計綜合考慮實驗機器夾具、加載能力和焊接樣件尺寸的限制，最終確定試樣為具有水平試驗區(qū)段的板狀試樣，其設(shè)計尺寸及加工流程分別如圖1、圖2 所示。

圖1 疲勞試樣形狀及尺寸Fig.1 Shape and size of fatigue specimen

圖2 疲勞試樣加工流程圖Fig.2 Flow chart of fatigue specimen processing

疲勞試樣采用線切割方法從焊接樣件上加工得到，并使用#180、#400、#600、#800、#1 000、#2 000 級別砂紙按照順序依次手工打磨，最后用#3 000 砂帶在打磨機上對試樣進行拋光，使用光學(xué)放大鏡進行觀察，確保試樣試驗區(qū)表面機械加工痕跡全部去除。打磨前后試樣分別如圖3、圖4 所示。

圖3 線切割加工后的試樣Fig.3 Samples after wire cutting

圖4 處理完成的疲勞試樣Fig.4 Finished fatigue specimen

1.2 試驗方法

本試驗采用HXP-1000 型維氏硬度（HV）顯微硬度計測量試樣硬度，參數(shù)設(shè)置為：物鏡放大倍數(shù)40×，加載壓力為1.961 N（200 GF），保壓時間15 s，測量形狀為平面。測量時以焊接界面為中心，每隔0.5 mm 打一個點（在過渡區(qū)域適當加密），A 類接頭兩邊母材的最遠測量距離至焊接界面為5 mm，B 類為8 mm，覆蓋全部的接頭區(qū)域。顯微硬度測量路徑如圖5 所示。

圖5 顯微硬度測量路徑Fig.5 Microhardness measurement path

本試驗使用RUMUL 高頻共振疲勞試驗機，采取成組法測試摩擦焊縫的拉伸疲勞性能，即在每級應(yīng)力水平下測試多個疲勞試樣，選取的應(yīng)力水平保證試驗數(shù)據(jù)處于高周疲勞區(qū)段[5]，重點對10 萬次和100 萬次左右疲勞壽命的兩級應(yīng)力水平進行試驗，其余試樣進行高應(yīng)力和低應(yīng)力水平的疲勞試驗。試驗設(shè)備及試驗過程如圖6 所示。

4.要將企業(yè)勞動保護工作作為一項系統(tǒng)工程來推進。企業(yè)勞動保護工作涉及管理的諸多層級和關(guān)系，企業(yè)工會需依法履行勞動保護職責，如充分行使《勞動法》、《安全生產(chǎn)法》、《工會法》等授予工會組織在勞動保護工作中的參與權(quán)、代表權(quán)、知情權(quán)和監(jiān)督權(quán)，在企業(yè)宣傳普及安全勞動保護知識，以及監(jiān)督國家有關(guān)勞動保護、安全技術(shù)、環(huán)境衛(wèi)生等法律法規(guī)在企業(yè)的貫徹落實情況，及時解決影響職工健康和安全的各類問題等。同時，還要與安全監(jiān)察部門開展協(xié)調(diào)監(jiān)管工作，尤其是探索出新時期勞動保護、廣泛監(jiān)督的工作內(nèi)容、發(fā)展思路和方式方法。

圖6 疲勞試驗機及試驗過程Fig.6 Fatigue testing machine and test process

試樣斷裂后，在試樣斷口表面涂抹凡士林避免斷口氧化生銹。采用線切割方法切割試樣，斷口兩端各截取10 mm，并對斷口進行鑲嵌、打磨、拋光、用4%的硝酸酒精溶液進行腐蝕，采用金相顯微鏡對處理完的斷裂試樣進行斷裂位置觀察。鑲嵌完成的試樣如圖7 所示。

圖7 鑲嵌完成的觀測試樣Fig.7 Observation sample after inlay

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 顯微硬度分布

試驗結(jié)果如圖8 所示，其中橫坐標的零刻度代表接頭的焊接界面。A、B 兩類焊接接頭的硬度變化趨勢趨于一致，呈“W”形狀，其硬度均在焊接界面達到峰值。

圖8 兩類樣件焊接接頭區(qū)域的顯微硬度變化Fig.8 Changes in microhardness of welded joint area of two types of samples

A 類接頭管材一側(cè)母材硬度約為240 HV，熱影響區(qū)很窄，約0.78 mm，硬度低值為234.6 HV，焊接界面的硬度最大，為321.7 HV；棒材一側(cè)的母材硬度約為290 HV，靠近焊縫處硬度值降低，該區(qū)為細晶區(qū)，硬度值為266.3 HV，隨后硬度值開始增大，在焊縫處達到峰值。B 類焊接接頭兩側(cè)母材硬度值與A 類相同，但B 類接頭摩擦時間較長，因此熱影響區(qū)變寬，各區(qū)域組織硬度變化關(guān)系較為明顯。在焊縫兩側(cè)，母材到熱影響區(qū)的材料硬度下降明顯。管材側(cè)熱影響區(qū)材料硬度低值為181.9 HV，該處組織為鐵素體和珠光體，晶粒細小，塑性較好，因此硬度降低；棒材側(cè)熱影響區(qū)材料硬度低值為248.8 HV?？拷缚p處，兩側(cè)材料硬度均在增加，在焊接界面處達到了峰值396 HV，此區(qū)域的材料在高溫和摩擦扭矩的作用下發(fā)生了強化，金相組織較為粗大，因此硬度提高。

A 類接頭的峰值低于B 類，這是由于兩類接頭焊縫區(qū)域金相組織不同導(dǎo)致的。A 類接頭的焊接影響區(qū)域比較小，大約為3 mm；B 類接頭的焊接影響區(qū)域比較大，大約為8 mm。這是因為B 類樣件在焊接時采用了較小的摩擦壓力和較大的摩擦時間，接頭溫度分布范圍寬，導(dǎo)致熱影響區(qū)增大。

2.2 疲勞試驗結(jié)果

按照前文所述試驗方法完成全部焊接接頭試樣的疲勞試驗。根據(jù)經(jīng)驗，本文采用對數(shù)正態(tài)分布作為試樣疲勞壽命的總體分布函數(shù)。

對數(shù)正態(tài)分布即試樣的疲勞壽命取對數(shù)以后符合正態(tài)分布，正態(tài)分布的概率密度函數(shù)為

式中：σ——母體的標準差；μ——平均值；x——對數(shù)疲勞壽命。

正態(tài)分布的存活率P 為

式中：xp——對應(yīng)某一存活率的對數(shù)疲勞壽命；f（x）——概率密度函數(shù)。

通常使用參數(shù)估計法來確定總體的正態(tài)分布的平均值和標準差，用子樣的平均值來估計總體的平均值，用子樣的標準差估計總體的標準差，這兩個估計量均是總體的無偏估計[6]。子樣的平均值和標準差計算分別如式（3）、式（4）所示：

根據(jù)式（3）和式（4）可確定某一應(yīng)力等級下總體的對數(shù)疲勞壽命概率密度函數(shù)，則對數(shù)疲勞壽命xp與存活率p（ζ>xp）便一一對應(yīng)了。由于積分運算較為復(fù)雜，采用標準正態(tài)偏量（式（5））將一般的正態(tài)分布函數(shù)轉(zhuǎn)化為標準正態(tài)分布，通過查表確定對應(yīng)的轉(zhuǎn)化數(shù)值，再計算相應(yīng)的對數(shù)疲勞壽命，再進行反對數(shù)運算即可求得疲勞壽命。常用的存活率p 與up的對應(yīng)關(guān)系表如表4 所示。

表4 常用的標準正態(tài)偏量Tab.4 Commonly used standard normal skewness

按照上述方法，對A、B 二類試樣在50%、90%、99%存活率下的疲勞壽命數(shù)據(jù)進行計算，擬合出P-S-N 曲線，如圖9 和圖10 所示。從圖中可以看出，A 類焊接接頭的S-N 曲線更加平緩，相同存活率下，承受同樣的應(yīng)力幅，A 類接頭的疲勞壽命高于B 類接頭，所以A 類焊接接頭的疲勞性能優(yōu)于B 類接頭的疲勞性能。

圖9 A 類試樣接頭的P-S-N 曲線Fig.9 P-S-N curve of Type A specimen joint

圖10 B 類試樣接頭的P-S-N 曲線Fig.10 P-S-N curve of Type B specimen joint

2.3 斷口形貌研究

在A 類接頭和B 類接頭斷裂的疲勞試樣中各取4 個試樣，每一級應(yīng)力水平下挑選出一個試樣，以保證結(jié)果的準確性，選出的試樣如表5 所示。

表5 選取出的待觀察試樣Tab.5 Selected samples to be observed

A 類試樣的觀測結(jié)果如圖11 所示，B 類試樣的觀測結(jié)果如圖12 所示（圖中左側(cè)為管材、右側(cè)為棒材）。

圖11 A 類試樣斷裂位置觀測結(jié)果Fig.11 Observation results of fracture position of Type A specimens

圖12 B 類試樣斷裂位置觀測結(jié)果Fig.12 Observation results of fracture position of Type B specimen

從斷裂位置金相圖中可以看出，A 類試樣的疲勞斷裂位于管材一側(cè)的熱影響區(qū)，并擴展到了母材部分。B 類試樣的疲勞斷裂位于焊接界面處，因此斷裂位置不同是導(dǎo)致兩類接頭疲勞性能差異的主要原因。

A 類接頭采用低轉(zhuǎn)速、高摩擦壓力的強焊接規(guī)范，摩擦界面在很短時間內(nèi)可以達到足夠的溫度，產(chǎn)生較厚的變形層，摩擦界面的高溫尚未向母材傳遞很遠焊接就已完成，焊接接頭溫度分布梯度大，不會產(chǎn)生過熱組織。

A 類試樣斷裂處的晶粒組織細小，塑性較好，因此疲勞性能得到提高；B 類接頭采用高轉(zhuǎn)速、低摩擦壓力的弱焊接規(guī)范，需要較長的摩擦時間，容易造成接頭溫度分布范圍變寬，高溫區(qū)金屬過熱，冷卻后形成粗大晶粒組織，使得接頭力學(xué)性能變差。B 類接頭焊接界面過熱，產(chǎn)生了粗大魏氏組織，因此疲勞性能降低。

3 結(jié)論

A、B 兩類焊接接頭硬度變化趨于一致，呈“W”形狀，硬度值：焊縫處>母材區(qū)>熱影響區(qū)。B 類焊接接頭溫度分布范圍較寬，高溫區(qū)金屬過熱，冷卻后形成粗大晶粒組織，導(dǎo)致接頭硬度峰值大于A 類焊接接頭；

在50%、90%、99%存活率和給定應(yīng)力幅下，A 類焊接接頭的疲勞壽命高于B 類焊接接頭。A類焊接接頭的疲勞性能優(yōu)于B 類焊接接頭；

A、B 兩類焊接接頭斷裂位置差異是導(dǎo)致兩類焊接接頭疲勞性能差異的主要原因。A 類接頭斷裂處晶粒組織細小，塑性較好，斷裂于熱影響區(qū)至母材部分，因此有較高的疲勞性能；

強焊接規(guī)范（低轉(zhuǎn)速、高摩擦壓力、低摩擦時間）較弱焊接規(guī)范（高轉(zhuǎn)速、低摩擦壓力、高摩擦時間）可以產(chǎn)出疲勞性能更優(yōu)的焊接接頭。