張穎川，馬國棟，代鵬，王敬水，金煒

(1.北京縱橫機電科技有限公司，北京，100091；2.中國鐵道科學研究院集團有限公司，機車車輛研究所，北京，100081)

0 序言

攪拌摩擦焊是一種固相焊接工藝，焊接過程中攪拌頭在待焊工件中旋轉(zhuǎn)，并沿焊接方向移動.在物理摩擦和材料塑性變形的共同作用下，攪拌頭使得攪拌頭附近的材料熱塑化，并將焊接區(qū)的材料混合，最終形成致密的固相連接[1].相對于傳統(tǒng)熔化焊接頭，攪拌摩擦焊接頭具有組織致密、熱變形小等特點[2].隨著基礎研究的不斷深入，國內(nèi)外研究機構和企業(yè)已將攪拌摩擦焊技術應用到了航空航天工業(yè)[3]、船舶制造工業(yè)[4-5]、汽車零部件制造[6]、軌道交通移動裝備[7-9]等諸多領域.

在傳統(tǒng)的單軸肩攪拌摩擦焊過程中，下壓量是保證焊接質(zhì)量關鍵參數(shù)[4].因此，在焊接位置的背面提供有效的剛性支撐是實現(xiàn)良好焊接的必要先決條件.然而，對于具有封閉、中空等復雜結構的工件，當無法提供背部剛性支撐時，單軸肩攪拌摩擦焊便無法實施.雖然在部分情況中，可以通過接頭結構的設計為單軸肩攪拌摩擦焊位置提供所需的背部支撐結構，但勢必會增加工件的整體重量，影響產(chǎn)品整體的輕量化效果.新型雙軸肩攪拌摩擦焊，在焊接工具結構中增設下軸肩，取代了單軸肩攪拌摩擦焊所需的背部剛性支撐，在無需軸向壓緊力的條件下，即可實現(xiàn)中空復雜結構的攪拌摩擦焊[10].因此，在復雜結構工件，特別是中空型材的攪拌摩擦焊中，雙軸肩攪拌摩擦焊具有廣闊的應用前景.

雙軸肩攪拌摩擦焊的焊接工具由上軸肩、攪拌針、下軸肩3 個主要部分構成，攪拌針與下軸肩一般一體成型，并通過螺紋與上軸肩連接成為一個整體.上軸肩、攪拌針、下軸肩分別與材料摩擦產(chǎn)生熱量，為雙軸肩攪拌摩擦焊的主要熱輸入[11-12].針對軌道交通領域中常用的6061-T6 鋁合金中空薄壁型材進行雙軸肩攪拌摩擦焊試驗，基于熱輸入理論分析，建立焊接工具結構尺寸特征值與板厚關系的工程模型，指導設計焊接工具結構，優(yōu)化結構尺寸.通過優(yōu)化焊接工藝參數(shù)(如攪拌頭轉(zhuǎn)速、焊接速度等)，獲得抗拉強度和彎曲性能優(yōu)異的6061-T6 鋁合金中空薄壁型材對接接頭.

1 試驗方法

試驗采用FSW-HD 型重載攪拌摩擦焊設備.圖1 為焊接設備及工裝.在雙軸肩攪拌摩擦焊過程中，需要通過墊板、擋板、定位塊、壓板等組成的工裝(圖1b)對待焊型材進行裝夾和固定，防止在焊接過程中待焊型材分離，保證焊接質(zhì)量.

圖1 焊接設備及工裝Fig.1 Welding equipment and fixture.(a) FSW-HD type friction stir welding equipment;(b) welding fixture

實施雙軸肩攪拌摩擦焊前，首先將型材焊接端面銑平，保證對接裝配后待焊型材之間無間隙；然后將待焊型材清洗干凈，安裝在工裝中；最后沿焊接方向調(diào)節(jié)裝配的平行度及高度，為雙軸肩攪拌摩擦焊做好準備.在焊接過程中，根據(jù)攪拌頭轉(zhuǎn)速變化特點，可將焊接過程分為起始加速、勻速焊接、結尾退出3 個階段.焊接完成后，獲得成形良好的對接焊縫，并沿焊縫方向截取標準拉伸試樣、彎曲試樣，通過力學性能測試分析并評價焊縫性能.

按照GB/T 2651—2008《焊接接頭拉伸試驗方法》標準在EMSYS 電子萬能材料試驗機上進行拉伸試驗；按照GB/T 2653—2008《焊接接頭彎曲試驗方法》標準在Z1000 電子萬能材料試驗機上進行彎曲試驗.

6061-T6 是Al-Mg-Si 系鋁合金，具有較好的可加工性、耐腐蝕性能和焊接性等特點，常通過擠壓成型的方式制成具有一定功能特性截面結構的型材.采用軌道交通產(chǎn)品中常用的6061-T6 鋁合金中空薄壁型材作為雙軸肩攪拌摩擦焊工藝研究的材料.該型材由安徽鑫鉑鋁業(yè)股份有限公司加工制造.型材結構如圖2 所示，多個型材對接，可以形成具有空腔的大型部件(圖2b)，該部件為軌道交通產(chǎn)品的關鍵部件.對接位置板厚為2.5 mm.

圖2 型材結構Fig.2 Extruded profile structure.(a) cross section schematic of extruded profile;(b) large area structure formed by multiple components

通過化學成分分析，驗證型材成分滿足GB/T 3190—2008 《變形鋁及鋁合金化學成分》中規(guī)定的6061 鋁合金化學成分要求，具體結果如表1 所示.

表1 6061 鋁合金中空薄壁型材化學成分(質(zhì)量分數(shù)，%)Table 1 Chemical compositions of 6061-T6 aluminum alloy extruded profile

通過力學性能測試獲得母材的顯微硬度為111 HV0.2，抗拉強度為298 MPa，屈服強度為276 MPa，斷后伸長率為7.0%.具體測試結果如表2 所示.

表2 6061 鋁合金中空薄壁型材的力學性能Table 2 Mechanical properties of 6061-T6 aluminum alloy extruded profile

2 試驗結果與分析

2.1 理論分析

根據(jù)攪拌摩擦焊焊接過程的產(chǎn)熱特點，焊接工具的結構參數(shù)顯著影響焊接過程的熱輸入，進而影響焊縫的成形質(zhì)量[13].雙軸肩攪拌摩擦焊工具的上、下軸肩間距與板厚存在一定的對應關系，且上軸肩直徑、下軸肩直徑、攪拌針直徑等諸多結構參數(shù)均會對焊接質(zhì)量產(chǎn)生影響.針對特定厚度的待焊工件，如何能夠快速和高效地選定焊接工具的主要結構參數(shù)、減少工具設計的迭代次數(shù)、降低開發(fā)成本是雙軸肩攪拌摩擦焊工藝研發(fā)過程中必要且關鍵的問題.通過對攪拌摩擦焊熱輸入的理論分析，推導并建立工具結構特征值與待焊工件厚度之間的經(jīng)驗方程，進而指導6061-T6 鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊的工具選型，有效地解決了上述問題.

攪拌摩擦焊技術發(fā)展至今，其熱源模型已有較多的研究[14-17].雖然不同學者對于模型的簡化和等效方向不同，得出的熱源解析模型也有一定的區(qū)別，但學界得到的一點共識是，攪拌摩擦焊過程中總的熱輸入Qtotal等于焊接工具與材料的摩擦產(chǎn)熱Qf與材料塑性變形產(chǎn)熱Qt之和[18]，如式(1)所示，且摩擦產(chǎn)熱占總熱輸入的80%以上[16].

塑性變形產(chǎn)熱Qt由材料本身物化性質(zhì)決定，而摩擦產(chǎn)熱Qf與工具的結構參數(shù)密切相關.因此，進一步解析摩擦產(chǎn)熱Qf的表達，為尋求摩擦產(chǎn)熱Qf與工具結構參數(shù)之間的關系打下基礎.焊接工具與工件之間摩擦產(chǎn)熱主要包括上軸肩與工件的摩擦產(chǎn)熱、攪拌針與工件的摩擦產(chǎn)熱以及下軸肩與工件之間的摩擦產(chǎn)熱[16]，即

式中：Qu為上軸肩與工件的摩擦產(chǎn)熱；Qp為攪拌針與工件的摩擦產(chǎn)熱；Qd為下軸肩與工件的摩擦產(chǎn)熱.

為了簡化分析，假設與工件接觸的軸肩為無附加結構的水平面，攪拌針為無附加結構的規(guī)則圓柱體，軸肩與攪拌針之間直接過渡，無圓角、倒角等結構.

在上軸肩與工件摩擦的圓環(huán)面上，設攪拌針半徑為Rp，上軸肩直徑為Ru，可以得到圖3 中黑色微單元上摩擦產(chǎn)熱功率dq為[19]，

圖3 軸肩與工件摩擦的圓環(huán)面示意圖Fig.3 Schematic diagram of the ring area of friction between shoulder and workpiece

式中：r為微單元到中心的距離；ω為焊接工具轉(zhuǎn)速；τ為單位面積所受的摩擦力[20].將式(3)在圓環(huán)上積分，可以得到Qu，即

設攪拌針高度為H，可以得到Qn，即

聯(lián)立式(2)、式(4)、式(5)和式(6)，得到焊接工具與工件之間摩擦產(chǎn)熱Qf.

由式(7)可見，決定焊接過程中熱輸入的參數(shù)時，除材料本身特性參數(shù)和焊接工藝參數(shù)外，焊接工具的結構參數(shù)也起到重要作用.該結構參數(shù)包含了上軸肩直徑Ru、下軸肩直徑Rd、攪拌針直徑Rp、軸肩間距H等焊接工具的關鍵結構尺寸.將其定義為焊接工具的結構特征值S，即

在此基礎上，通過調(diào)研針對某一種特定待焊材料的雙軸肩攪拌摩擦焊的研究成果，可以獲得焊接工具結構特征值S與待焊工件厚度d之間的關系，從而建立工程模型，指導焊接工具選型.

針對6061-T6 的雙軸肩攪拌摩擦焊，綜合分析了國內(nèi)外已報道的研究結果，獲得焊接不同厚度d的工件使用的雙軸肩攪拌摩擦焊工具的結構特征值S，詳細數(shù)據(jù)如表3 所示.

表3 部分6061-T6 鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊研究結果Table 3 Reported results of 6061-T6 aluminum alloy bobbing tool FSW

以待焊工件厚度d為自變量，結構特征值S為因變量，通過線性擬合的方法，可以獲得S-d的擬合方程.由表3 可以看出，對于文獻[23]的研究結果，其焊接接頭的抗拉強度僅達到母材強度的59%，未達到其它研究成果的平均水平(65%以上)，說明該研究中，雙軸肩攪拌摩擦焊的焊接工具及工藝還有優(yōu)化的空間.當不考慮文獻[23]的數(shù)據(jù)時，如圖4 所示，S-d關系線性擬合的擬合度r0可達0.965.在特征值S與工件厚度d之間的關系表達為

圖4 S-d 曲線的擬合方程Fig.4 Fitted curve of S-d relation

2.2 焊接工具優(yōu)化

根據(jù)3.1 節(jié)建立的焊接工具結構特征值S與待焊工件厚度d的關系的工程模型，當待焊工件厚度為2.5 mm 時，焊接工具尺寸特征值S計算值為568.4.基于特征值S對焊接工具結構進行設計，考慮理論模型與實際試驗情況之間的偏差，認為設計的焊接工具結構特征值S在圖4 所示虛線區(qū)域內(nèi)即為滿足要求.共設計3 種不同結構尺寸的焊接工具，焊接工具具體結構參數(shù)如表4 所示.焊接工具3 的攪拌針為圓錐體，靠上軸肩側錐臺直徑為6 mm，靠下軸肩側錐臺直徑為4.5 mm.

表4 FSW 工具結構的尺寸參數(shù)Table 4 Dimension parameter of the FSW tool

當使用1 號工具時，焊縫無法成形，且熱塑化的材料易于粘黏在焊接工具的兩個軸肩之間，如圖5所示.焊接工具旋轉(zhuǎn)經(jīng)過待焊位置時，熱塑化的材料沿焊接工具旋轉(zhuǎn)線速度方向拉長，但無法完全填充攪拌針后留下的空隙，形成一個尺寸小于攪拌針直徑的間隙.而且，焊接工具移動過程中，熱塑化的材料受到軸肩施加的軸向擠壓力，擠出焊接工具摩擦范圍，生成連續(xù)飛邊.通過試驗現(xiàn)象分析后得知，焊接工具的上、下軸肩直徑過大，導致因軸肩與工件摩擦產(chǎn)生的熱輸入過大，材料軟化嚴重、流動性過強.不僅使熱塑化的材料易于被擠出焊接區(qū)域，還使得過于軟化的材料在表面張力的作用下更傾向于粘附在上、下軸肩之間的間隙中，從而導致熱塑化材料無法填充攪拌針移動方向后方的空隙，焊縫無法成形.

圖5 1 號工具焊接接頭照片F(xiàn)ig.5 Picture of welded joints by tool No.1

當使用2 號工具時，焊縫雖在部分區(qū)域可以融合，但整體出現(xiàn)連續(xù)溝槽缺陷.即使通過調(diào)整焊接工藝參數(shù)，溝槽缺陷仍難以避免，如圖6 所示.通過試驗現(xiàn)象分析，認為焊接工具的上、下軸肩直徑偏小，軸肩產(chǎn)生的熱輸入不足，使得材料不能充分軟化，流動性不佳，從而導致材料無法充分流動并填充攪拌針后方的空隙，導致產(chǎn)生連續(xù)溝槽缺陷.

圖6 2 號工具焊接接頭照片F(xiàn)ig.6 Pictures of welded joints by tool No.2

當使用3 號工具時，可以有效實現(xiàn)工件的焊接，焊縫成形良好、美觀.通過對比分析可以發(fā)現(xiàn)，當上、下軸肩直徑適中時，焊接熱輸入適當，良好的材料流動使得攪拌針后方的空隙得到良好的填充，從而可以實現(xiàn)成功的焊接，如圖7 所示.

圖7 3 號工具焊接接頭照片F(xiàn)ig.7 Picture of welded joints by tool No.3

考慮使用 2.1 節(jié)中的工程模型式(8)計算得到的焊接工具結構特征值對焊接工具設計的指導意義.1 號工具的特征值S1為1 032，大于計算值，因此在焊接試驗過程中容易引起過大的焊接熱輸入；2 號工具的特征值S2為440，小于計算值，容易導致焊接熱輸入不足；3 號工具的特征值S3為552，與計算值的差值較小，此時焊接熱輸入適當，可以實現(xiàn)焊接.因此，當工具特征值與模型計算值之間偏差較小時，通過焊接工藝的調(diào)整實現(xiàn)焊縫的成形情況；但當工具特征值與模型計算值之間偏差較大時，焊接工藝的調(diào)整無法彌補因工具尺寸不合適導致的焊縫成形問題.

2.3 焊接工藝優(yōu)化

使用3 號工具進行試驗，研究焊接工藝參數(shù)對接頭力學性能的影響.以接頭的抗拉強度與彎曲角度作為力學性能指標評價焊接工藝參數(shù).為實現(xiàn)型材的對接焊，需在正、反兩面分別施加雙軸肩攪拌摩擦焊，并對正、反兩面焊接接頭力學性能進行綜合評價.

圖8 為焊接速度為600 mm/min 的條件下，不同攪拌頭轉(zhuǎn)速對焊接接頭力學性能的影響.由圖8 可知，當攪拌頭轉(zhuǎn)速為1 000 r/min 時，正、反兩面焊接接頭的抗拉強度均達到最大值，分別為231，226 MPa，且正、反兩面焊接接頭的彎曲角度均達到180°.因此，該工藝參數(shù)焊接得到的焊接接頭綜合力學性能最佳.

圖8 不同轉(zhuǎn)速下焊接接頭的力學性能Fig.8 Mechanical properties of FSW joints with different rotation speeds

為了滿足工業(yè)應用及生產(chǎn)的需要，便于焊接工藝的實施，應擴大工藝參數(shù)窗口.當攪拌頭轉(zhuǎn)速為1 500 r/min 時，正、反兩面焊接接頭也可以得到較高的抗拉強度，分別為210，179 MPa，且正、反兩面焊接接頭的彎曲角度也均達到180°.因此，在攪拌頭轉(zhuǎn)速分別為1 000，1 500 r/min 的條件下，繼續(xù)對焊接速度進行優(yōu)化，如圖9 所示.從圖9a 可以看出，在攪拌頭轉(zhuǎn)速為1 000 r/min 時，僅當焊接速度為600 mm/min的工藝條件下，正、反兩面焊接接頭的彎曲角度可以達到180°，且抗拉強度較高，為231，226 MPa.而在攪拌頭轉(zhuǎn)速為1 500 r/min 時，焊接速度為450，600，750 mm/min 的工藝條件均能獲得抗拉強度較高且彎曲角度達到180°的焊接接頭，如圖9b 所示.

圖9 不同焊接速度下焊接接頭的力學性能Fig.9 Mechanical properties of FSW joints with different weld speeds.(a) rotation speed of 1 000 r/min;(b) rotation speed of 1 500 r/min

通過焊接工藝的優(yōu)化，獲得了4 個較優(yōu)的焊接工藝參數(shù)，可以獲得綜合力學性能良好的焊接接頭，分別為攪拌頭轉(zhuǎn)速1 000 r/min、焊接速度600 mm/min，攪拌頭轉(zhuǎn)速1 500 r/min、焊接速度450 mm/min，攪拌頭轉(zhuǎn)速1 500 r/min、焊接速度600 mm/min，攪拌頭轉(zhuǎn)速1 500 r/min、焊接速度750 mm/min.其中，攪拌頭轉(zhuǎn)速1 000 r/min、焊接速度600 mm/min 工藝下獲得的焊接接頭綜合力學性能最佳.

3 結論

(1) 通過雙軸肩攪拌摩擦焊熱輸入理論分析，推導出焊接工具結構參數(shù)特征值S.根據(jù)國內(nèi)外公布的6061-T6 雙軸肩攪拌摩擦焊的研究成果，建立工程模型表征特征值S與板厚d之間的關系為S=508.6d-703.1.

(2) 利用工程模型計算適用于焊接2.5 mm 鋁合金6061-T6 的焊接工具特征值，并根據(jù)計算特征值設計3 種焊接工具.其中，3 號工具上、下軸肩直徑分別為14，12 mm，其結構特征值與工程模型計算值之間的差值最小.從試驗結果發(fā)現(xiàn)，3 號工具的軸肩與待焊板材之間接觸面積適當，熱輸入合適，材料流動使得材料可以流動并填充攪拌針后方的空隙，焊縫成形良好.

(3) 通過焊接工藝優(yōu)化，獲得4 個較優(yōu)的焊接工藝參數(shù)，可以獲得綜合力學性能良好的焊接接頭.其中，攪拌頭轉(zhuǎn)速1 000 r/min、焊接速度600 mm/min 工藝下獲得的焊接接頭綜合力學性能最佳，正面焊縫焊接接頭抗拉強度可達231 MPa，為母材抗拉強度的77%，彎曲角度達180°；反面焊縫焊接接頭抗拉強度可達226 MPa，為母材抗拉強度的76%，彎曲角度達180°.