曹偉，汪洪峰,，王建彬，宋娓娓，姜迪

(1.安徽工程大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，安徽 蕪湖 241000；2.黃山學(xué)院機(jī)電工程學(xué)院，安徽 黃山 245041)

鋁合金系列中牌號(hào)5052的鋁合金強(qiáng)度中等，具有良好的成形加工性能、抗腐蝕性、焊接性，目前主要用于新能源汽車的車身、座椅及一些零部件。新能源汽車在保證安全的情況下需盡量降低車身重量，以保證電池的續(xù)航能力。新能源汽車運(yùn)用的鋁合金常用鉚接或熔化焊接方式實(shí)現(xiàn)連接。鉚接采用大量的鉚釘鉚接，不僅增加車身重量，還影響汽車美觀。而熔化焊接易帶來污染和焊接區(qū)性能差等缺點(diǎn)。為提高鋁合金材料在新能源汽車中的運(yùn)用，采用攪拌摩擦連接技術(shù)可解決這一難題。攪拌摩擦連接是一種固相連接技術(shù)，其通過高速旋轉(zhuǎn)的攪拌頭插入需連接的兩塊板材中間，并通過攪拌頭軸肩的擠壓以及攪拌頭的前進(jìn)在連接區(qū)實(shí)現(xiàn)半熔化狀態(tài)(溫度僅為材料熔點(diǎn)的2/3)下連接。該技術(shù)可很好地連接5052鋁合金。諸多學(xué)者開展了攪拌摩擦連接對(duì)5052鋁合金板材的連接實(shí)驗(yàn)研究，如馬廣超等[1]和Kwon等[2]對(duì)2 mm厚5052鋁合金薄板的焊接工藝進(jìn)行了探索；Yutaka等[3]研究了2 mm厚的5052鋁合金薄板的攪拌摩擦連接性能；王勇強(qiáng)等[4]研究了5052和6061異種鋁合金薄板攪拌摩擦焊接工藝，提升了接頭力學(xué)性能；Moshwan等[5]研究攪拌摩擦連接旋轉(zhuǎn)速度對(duì)3 mm厚5052鋁合金焊接壓力、組織和性能的影響；苗臣懷等[6]通過對(duì)5052鋁合金攪拌摩擦焊接模擬和試驗(yàn)得知，合適的焊接參數(shù)可以有效減少5052鋁合金攪拌摩擦焊的焊后殘余應(yīng)力；Zhou等[7]探究了工藝參數(shù)對(duì)5052鋁合金攪拌摩擦焊接頭結(jié)構(gòu)和力學(xué)性能的影響；鄭博[8]研究了3 mm厚AZ31B鎂合金和5052鋁合金異種材料攪拌摩擦焊組織與性能；Kumbhar等[9]對(duì)5 mm厚的5052鋁合金采用了不同的工藝參數(shù)進(jìn)行攪拌摩擦連接，研究其連接頭的組織和性能；Park等[10]通過試驗(yàn)研究了材料位置對(duì)異種鋁合金攪拌摩擦焊接頭性能的影響，發(fā)現(xiàn)較軟的 5052-H32鋁合金比6060-T6鋁合金放在前進(jìn)側(cè)能夠得到更好的材料混合效果。但到目前為止，關(guān)于5052鋁合金厚板的攪拌摩擦連接的研究較為零散，本文擬對(duì)10 mm厚的5052鋁合金板進(jìn)行攪拌摩擦連接試驗(yàn)，分析不同的攪拌摩擦連接工藝參數(shù)對(duì)連接區(qū)的微觀組織和力學(xué)性能的影響規(guī)律，為實(shí)際工程應(yīng)用提供技術(shù)支持。

1 試驗(yàn)方法

選擇200 mm×100 mm×10 mm的5052鋁合金冷軋板作為攪拌摩擦連接的試驗(yàn)材料，5052鋁合金的化學(xué)成分見表1。

表1 5052鋁合金化學(xué)成分(質(zhì)量百分比) %

攪拌摩擦連接試驗(yàn)設(shè)備采用北京賽福斯特技術(shù)有限公司生產(chǎn)的FSW-LM-A10型設(shè)備。攪拌頭軸肩直徑為24 mm，攪拌針長(zhǎng)度為9.8 mm，攪拌針呈錐形且表面車有螺紋，攪拌頭下壓量為0.1 mm。各試樣連接工藝參數(shù)見表2。

表2 攪拌摩擦連接工藝參數(shù)

攪拌摩擦連接試驗(yàn)前用砂紙打磨5052鋁合金連接區(qū)域，去除雜質(zhì)和氧化層，然后用清水沖洗，除去灰塵，最后用無水乙醇清洗，吹干后固定在工作臺(tái)上進(jìn)行試驗(yàn)。試驗(yàn)完成后利用線切割機(jī)在連接區(qū)域切割相應(yīng)的試樣，金相組織觀察前，試樣經(jīng)砂紙打磨、拋光后，用HF溶液腐蝕，再用乙醇清洗，吹干后放在YM520R正置金相顯微鏡觀察工作臺(tái)上進(jìn)行金相組織觀察。拉伸試樣按照《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分：室溫試驗(yàn)方法》(GB/T 228.1—2010)進(jìn)行切割并在WAW-1000萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行拉伸試驗(yàn)。采用HV-1000型顯微硬度計(jì)測(cè)試連接區(qū)橫截面的維氏硬度，測(cè)試加載力為0.3 kgf，加載時(shí)間為10 s，每個(gè)硬度測(cè)試點(diǎn)硬度測(cè)試3次，取平均值作為該點(diǎn)最終的硬度值。

2 結(jié)果與分析

2.1 宏觀形貌分析

圖1為不同攪拌摩擦連接工藝參數(shù)下獲得的連接區(qū)表面宏觀形貌。

圖1 不同攪拌摩擦連接工藝參數(shù)下的連接區(qū)形貌

從圖1可以看出，不同工藝參數(shù)下的連接區(qū)較為平整并帶有明顯弧紋，飛邊現(xiàn)象較少，未見明顯的宏觀溝槽缺陷，外觀良好。綜合來看，當(dāng)攪拌頭轉(zhuǎn)速一定時(shí)，連接區(qū)弧紋間距隨攪拌頭前進(jìn)速度的增大而增大。在圖1(c)中前半部分飛邊嚴(yán)重，說明產(chǎn)生摩擦熱量大，連接區(qū)金屬塑化嚴(yán)重。圖1(d)中的表面形貌較為粗糙，說明在此工藝參數(shù)下獲得的摩擦熱量較少，連接處表面材料塑性流動(dòng)差。

2.2 微觀組織分析

圖2為試樣6連接區(qū)的各部位分布，其中WNZ代表焊核區(qū)、TMAZ代表熱機(jī)影響區(qū)、HAZ代表熱影響區(qū)、BM代表母材、AS代表攪拌頭連接前進(jìn)側(cè)、RS代表攪拌頭連接返回側(cè)。

圖2 試樣6接頭截面的組織分布圖

從圖2可以看出，連接區(qū)呈現(xiàn)不對(duì)稱性，焊核區(qū)與前進(jìn)側(cè)的分界線較明顯，與返回側(cè)的分界線不明顯，形成這種現(xiàn)象的主要原因是前進(jìn)側(cè)金屬塑變方向與攪拌頭前進(jìn)方向一致，而返回側(cè)金屬塑變方向與攪拌頭前進(jìn)方向相反[11]。

由于5052鋁合金屬于不可熱處理強(qiáng)化鋁合金，因此在不同的攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度下顯微組織差別不大。

圖3是母材的微觀組織圖，可以看出晶粒結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)原始的纖維狀母材晶粒結(jié)構(gòu)。

圖3 母材的微觀組織

圖4是在不同的工藝參數(shù)下攪拌摩擦連接焊核區(qū)的晶粒，都是細(xì)小的等軸晶。當(dāng)攪拌頭前進(jìn)速度固定時(shí)，隨著攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度的增加，焊核區(qū)的晶粒在攪拌針強(qiáng)烈的攪拌作用下，晶粒破碎程度增加，晶粒尺寸較?。涣硪环矫妫S著連接過程中摩擦產(chǎn)熱增多，動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的晶粒受溫度影響又逐漸長(zhǎng)大。焊核區(qū)晶粒再結(jié)晶尺寸由攪拌針攪拌作用和熱循環(huán)作用同時(shí)決定，在本試驗(yàn)中，摩擦產(chǎn)熱隨著攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度的增大而逐漸增加，但其晶粒并未明顯長(zhǎng)大，即攪拌針的攪拌破碎作用占主導(dǎo)作用。

圖4 不同攪拌摩擦連接工藝參數(shù)下連接區(qū)核心微觀組織

2.3 拉伸性能分析

圖5和圖6分別為不同攪拌摩擦連接工藝參數(shù)下連接試樣的抗拉強(qiáng)度和斷后伸長(zhǎng)率圖。從圖5和圖6可以看出，當(dāng)攪拌頭前進(jìn)速度為200 mm/min時(shí)，隨著攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度的增加試樣抗拉強(qiáng)度及延伸率均是先增加后減??；當(dāng)攪拌頭前進(jìn)速度為300 mm/min時(shí)，隨著攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度的增加試樣抗拉強(qiáng)度及延伸率均是先減小后增大。母材室溫下的抗拉強(qiáng)度和斷后伸長(zhǎng)率分別為213.5 MPa和27.5%。各試樣的抗拉強(qiáng)度和延伸率增加和減小的幅度均較?。怀嗽嚇?的抗拉強(qiáng)度比母材小，其余試樣的抗拉強(qiáng)度均比母材大，各試樣的延伸率均比母材小，這是因?yàn)樵谶B接區(qū)的熱影響區(qū)出現(xiàn)了削弱帶，造成連接板材的延伸率比母材低。本試驗(yàn)抗拉強(qiáng)度最差的為試樣1，僅比母材少0.98%，延伸率最差的為試樣5，僅比母材小22%。這充分說明攪拌摩擦連接5052鋁合金可以獲得高強(qiáng)度的連接區(qū)。

圖5 工藝參數(shù)對(duì)抗拉強(qiáng)度的影響

圖6 工藝參數(shù)對(duì)延伸率的影響

圖7為母材、試樣1和試樣6拉伸斷裂截面的SEM照片。從圖中可以看出，斷裂均為韌性斷裂。圖7(b)中可觀察到大尺寸韌窩和解理平面，說明其斷裂方式為韌性斷裂+解理斷裂的混合斷裂形式。圖7(c)中明顯可以看出韌性斷裂的現(xiàn)象，且斷口中存在不同尺度的韌窩，大韌窩與小韌窩均勻分布，韌窩尺寸小于母材的韌窩尺寸，均為等軸韌窩，韌窩深度也較母材深，故其接頭的抗拉性能比母材高。

圖7 母材、試樣1和試樣6拉伸斷裂截面SEM照片

2.4 連接區(qū)硬度分析

圖8為各試樣連接區(qū)的顯微硬度分布圖，其中橫坐標(biāo)負(fù)值代表后退側(cè)距焊縫中心的距離，正值則為前進(jìn)側(cè)。

圖8 各試樣連接區(qū)顯微硬度分布

從圖8可以看出，硬度曲線均呈現(xiàn)“W”分布。熱影響區(qū)的硬度值最低，焊核區(qū)的硬度值明顯高于熱影響區(qū)，這是因?yàn)樵跀嚢枘Σ吝B接過程中，焊核區(qū)晶粒發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，晶粒得到細(xì)化。熱影響區(qū)由于受到熱循環(huán)作用，部分晶粒相比母材有所長(zhǎng)大，造成這一區(qū)域性能下降，其硬度也較低。

3 結(jié)論

1)各試樣連接區(qū)的宏觀形貌均比較清晰，僅試樣4出現(xiàn)表面少量毛刺，試樣3出現(xiàn)較大的飛邊形狀；焊核區(qū)與前進(jìn)側(cè)分界線能明顯分辨，但是返回側(cè)很難分辨，整個(gè)連接區(qū)呈現(xiàn)不對(duì)稱的分布狀態(tài)。

2)當(dāng)攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度為700 r/min、前進(jìn)速度為300 mm/min時(shí)，最大抗拉強(qiáng)度為236.6 MPa，達(dá)到母材的110.8%，斷后伸長(zhǎng)率為25.75%，達(dá)到母材的93.9%；各試樣拉伸斷口基本呈現(xiàn)韌性斷裂。

3)各試樣焊核區(qū)位置均出現(xiàn)再結(jié)晶現(xiàn)象，晶粒得到細(xì)化；焊核區(qū)的硬度值較熱影響區(qū)高，但較母材低，連接區(qū)硬度曲線呈“W”分布。