A6N01S-T5鋁合金厚板攪拌摩擦焊接頭疲勞性能

孟祥瑞，何永攀，劉　建，方喜風(fēng)，程永明，張風(fēng)東，李遠(yuǎn)星

（1.南車青島四方機(jī)車車輛股份有限公司，山東青島266111；2.西南交通大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，四川成都611031）

A6N01S-T5鋁合金厚板攪拌摩擦焊接頭疲勞性能

孟祥瑞1，何永攀2，劉建1，方喜風(fēng)1，程永明1，張風(fēng)東1，李遠(yuǎn)星2

（1.南車青島四方機(jī)車車輛股份有限公司，山東青島266111；2.西南交通大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，四川成都611031）

對(duì)42 mm厚A6N01S-T5鋁合金型材進(jìn)行雙面攪拌摩擦焊接，焊后沿焊縫橫截面將接頭分為上、中、下三層分別進(jìn)行疲勞試驗(yàn)，探究其疲勞性能；通過金相組織觀察、顯微硬度測(cè)試、斷口分析等方法分析接頭疲勞斷裂的原因。結(jié)果表明，接頭疲勞斷裂多發(fā)生在熱影響區(qū)，上、中、下三層的疲勞極限分別為103.9 MPa、101.4 MPa和102.2 MPa；焊核區(qū)微觀組織為細(xì)小等軸晶粒，熱影響區(qū)組織形貌與母材接近，略有粗化現(xiàn)象；接頭顯微硬度分布呈W型，母材硬度約為108 MPa，焊核區(qū)約為75 HV，距離焊縫中心約10 mm的HAZ軟化區(qū)硬度值最低，約為55～60 HV；疲勞源多為氧化物夾雜造成的應(yīng)力集中誘發(fā)形成。

A6N01S-T5鋁合金；雙面攪拌摩擦焊接；疲勞性能；顯微組織

0　前言

攪拌摩擦焊（FSW）是一種固相連接方法，在焊接鋁合金方面有著傳統(tǒng)熔化焊方法無法比擬的優(yōu)勢(shì)。對(duì)于傳統(tǒng)的熔化焊方法，采用再好的焊接設(shè)備也難免會(huì)產(chǎn)生裂紋、氣孔等焊接缺陷，而攪拌摩擦焊不會(huì)使焊縫金屬發(fā)生熔化，其焊縫中心的最高溫度僅為母材熔點(diǎn)的0.7～0.9倍[1]，不會(huì)在接頭區(qū)域產(chǎn)生較大的溫度梯度，可以避免熔化焊常見的焊接缺陷。近年來，攪拌摩擦焊以優(yōu)質(zhì)、高效、無污染等優(yōu)點(diǎn)被廣泛運(yùn)用于鋁合金的焊接。

FSW接頭的疲勞性能是工程界普遍關(guān)注的熱點(diǎn)問題，深入研究各種工藝參數(shù)、焊接缺陷、組織結(jié)構(gòu)及接頭形式等因素對(duì)其疲勞強(qiáng)度及壽命的影響規(guī)律將為在工程構(gòu)件制造領(lǐng)域中建立合理有效的疲勞評(píng)定規(guī)范提供重要依據(jù)[2]。國外對(duì)FSW接頭疲勞性能已進(jìn)行了研究，英國普利茅斯大學(xué)的James就焊接速度和“洋蔥環(huán)”弱連接缺陷對(duì)疲勞性能的影響進(jìn)行了研究[3]；德國的Lomolino等人對(duì)一部分現(xiàn)有攪拌摩擦焊接頭的疲勞數(shù)據(jù)進(jìn)行了概率統(tǒng)計(jì)分析，得出了一組參考疲勞曲線[4]。而目前國內(nèi)對(duì)FSW接頭疲勞性能的研究還處于初級(jí)階段，楊新岐等人對(duì)鋁合金攪拌摩擦焊和MIG焊接頭的疲勞性能進(jìn)行了對(duì)比分析，得出FSW接頭疲勞性能明顯優(yōu)于MIG焊接頭[5]。在此采用S-N曲線、微觀組織分析等方法，探究了A6N01S-T5鋁合金雙面攪拌摩擦焊接頭的組織特征與疲勞性能。

1　試驗(yàn)材料和方法

試驗(yàn)材料采用A6N01S-T5鋁合金型材，其化學(xué)成分和力學(xué)性能分別如表1、表2所示。試板尺寸42 mm×150 mm×350 mm，接頭形式為對(duì)接接頭，采用雙面FSW方法進(jìn)行焊接。先用軸肩直徑為11 mm的攪拌頭對(duì)正面和背面焊縫進(jìn)行預(yù)焊，再用軸肩直徑為30 mm的攪拌頭對(duì)正面和背面焊縫進(jìn)行焊接。預(yù)焊時(shí)采用攪拌針長4.5 mm，主軸轉(zhuǎn)速1 450 r/min，壓力550 N，焊接速度450 mm/min，攪拌頭傾斜角度2.5°；焊接時(shí)采用攪拌針長24 mm，主軸轉(zhuǎn)速400r/min，壓力1 800 N，焊接速度110 mm/min，攪拌頭傾斜角度2.5°，焊后打磨掉焊縫飛邊直至平整。

表1　A6N01-T5鋁合金主要成分％

表2　A6N01-T5擠壓型材力學(xué)性能

沿焊縫橫截面將接頭分為上、中、下三層加工成疲勞試樣（見圖1），采用QBG-100高頻疲勞試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行疲勞試驗(yàn)，試驗(yàn)溫度為20℃～25℃，載荷種類為正弦波軸向拉伸載荷，應(yīng)力比為0，頻率波動(dòng)范圍85～140 Hz，加載的最低應(yīng)力級(jí)（89 MPa）做4根試樣，其余應(yīng)力級(jí)只做一根試樣。通過疲勞試驗(yàn)確定名義應(yīng)力范圍S-N曲線和在107次循環(huán)時(shí)不發(fā)生疲勞斷裂的名義應(yīng)力范圍Δσ為疲勞特征強(qiáng)度，作為評(píng)定焊接接頭疲勞性能的試驗(yàn)依據(jù)，采用SEM（掃描電鏡）觀察斷口形貌，采用金相顯微鏡觀察接頭顯微組織，用HVS-30型數(shù)顯維氏硬度計(jì)測(cè)量焊縫橫截面水平中心線的硬度分布。

圖1　FSW接頭疲勞試樣尺寸

2　試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1疲勞性能分析

依據(jù)國際焊接學(xué)會(huì)(IIW)推薦的焊接接頭疲勞強(qiáng)度評(píng)定規(guī)范進(jìn)行疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)處理，焊接接頭疲勞載荷的名義應(yīng)力范圍Δσ和疲勞壽命N關(guān)系[6-7]可表示為

式中C為材料常數(shù)；m為S-N曲線斜率。

利用最小二乘法擬合S-N曲線，可表示為

式中S為所加載荷的名義應(yīng)力范圍Δσ；N為疲勞壽命；B、A為擬合常數(shù)，與斜率m的關(guān)系為

FSW接頭S-N曲線擬合結(jié)果如圖2所示，利用S-N曲線可得出擬合常數(shù)A、B，根據(jù)式（2）、式（3）可計(jì)算材料常數(shù)C、斜率m以及循環(huán)次數(shù)為107次的疲勞極限Sf。上述擬合公式可簡化為回歸方程

圖2　FSW接頭S-N曲線擬合結(jié)果

該回歸方程的相關(guān)系數(shù)r計(jì)算式為

根據(jù)上述公式對(duì)FSW試樣疲勞極限進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，結(jié)果如表3所示。從表3中可以看出，接頭上、中、下三層試樣疲勞性能差別不大，由于每組SN曲線均有11個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)，查閱相關(guān)手冊(cè)可知[8]，每條S-N曲線的相關(guān)系數(shù)r均大于顯著性水平α= 0.05時(shí)的相關(guān)系數(shù)起碼值，其中下層試樣的顯著性水平可達(dá)到α=0.01。

表3　FSW試樣疲勞極限統(tǒng)計(jì)分析結(jié)果

圖3　FSW接頭疲勞斷口形貌

攪拌摩擦焊接頭斷口形貌如圖3所示，該接頭發(fā)生斷裂時(shí)的循環(huán)周次為402 070次，斷裂位置在距離焊縫中心約10 mm的HAZ（見圖3a）。該斷口疲勞源區(qū)（見圖3b）特征比較明顯，為光滑、細(xì)潔的扇形小區(qū)域，可見放射紋向裂紋擴(kuò)展方向發(fā)散，收斂于材料表面。在疲勞源區(qū)發(fā)現(xiàn)有翹曲和突出的異質(zhì)質(zhì)點(diǎn)存在，對(duì)其進(jìn)行EDS能譜分析，判斷該異質(zhì)點(diǎn)可能為氧化物夾雜，EDS分析結(jié)果如表4所示。材料表面或次表面缺陷都起著尖缺口的作用，可造成應(yīng)力集中，促使疲勞裂紋萌生。由于該接頭的疲勞試驗(yàn)是在較高的應(yīng)力級(jí)（160 MPa）下進(jìn)行，且疲勞源又出現(xiàn)在薄弱的熱影響區(qū)，因此疲勞裂紋快速擴(kuò)展后發(fā)生斷裂，穩(wěn)定擴(kuò)展區(qū)較?。ㄒ妶D3c），疲勞輝紋不是特別明顯，而瞬斷區(qū)相對(duì)較寬，為大小不一的韌窩形貌（見圖3d）。

表4　疲勞源異質(zhì)點(diǎn)EDS分析結(jié)果％

2.2微觀組織分析

根據(jù)鋁合金攪拌摩擦焊的特點(diǎn)及微觀組織形貌，將其焊接接頭大體分成四個(gè)區(qū)，母材區(qū)、熱影響區(qū)（HAZ）、熱機(jī)械影響區(qū)（TMAZ）和焊核區(qū)，圖4為FSW接頭各區(qū)的微觀組織。

母材區(qū)的組織如圖4a所示，A6N01-T5鋁合金主要成分為Al、Mg、Si，其中Mg2Si是主要強(qiáng)化相。在攪拌摩擦焊接過程中，焊核區(qū)（見圖4b）受到攪拌頭的直接作用，在摩擦熱的作用下達(dá)到塑性狀態(tài)，由于該區(qū)溫度較高，塑性金屬發(fā)生了動(dòng)態(tài)再結(jié)晶和沉淀強(qiáng)化相的再分配[5]，原始母材晶粒完全消失，取而代之的是細(xì)小的等軸晶粒結(jié)構(gòu)。前進(jìn)側(cè)的TMAZ與焊核區(qū)的分界線比較明顯（見圖4d），而返回側(cè)的分界線則相對(duì)模糊（見圖4c），焊接過程中攪拌頭兩側(cè)金屬的塑性流動(dòng)狀態(tài)的差別是形成這種現(xiàn)象的主要原因，攪拌頭與周圍金屬的相互作用決定了焊縫中熱量的大小和塑性金屬的遷移行為[9-10]。HAZ（見圖4e）位于TMAZ和母材之間，該區(qū)只受到攪拌頭的熱循環(huán)作用而未發(fā)生機(jī)械攪拌，組織形貌與母材相似，略有粗化現(xiàn)象。

圖4　FSW接頭微觀組織

2.3顯微硬度分析

FSW接頭顯微硬度分布曲線如圖5所示，顯微硬度可以有效反應(yīng)接頭的組織性能。由圖5可知，三條曲線均大致呈W型，即兩側(cè)硬度最高，約為108HV，其次是焊核區(qū)，約為75 HV，距離焊縫中心約10 mm的HAZ存在一個(gè)最低硬度值，為55～60 HV。

焊接過程中的熱導(dǎo)致焊核區(qū)的強(qiáng)化相部分被溶解，致使其硬度低于母材，而焊核區(qū)金屬同時(shí)也發(fā)生了動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，形成細(xì)小等軸晶，并且強(qiáng)化相分布均勻，因此該區(qū)顯微硬度高于HAZ。而HAZ只受到焊接熱循環(huán)作用，彌散強(qiáng)化相在該區(qū)聚集長大，同時(shí)該區(qū)金屬發(fā)生了過時(shí)效現(xiàn)象[11]，使得硬度下降最為顯著，

圖5　FSW接頭顯微硬度分布

疲勞裂紋萌生是局部剪切應(yīng)力的結(jié)果[4]，在最大切應(yīng)力作用下，材料表層的位錯(cuò)移動(dòng)會(huì)形成細(xì)小的滑移帶，在疲勞載荷的反復(fù)作用下，在相鄰的滑移面上將引起反向滑移，疲勞滑移帶就會(huì)在表面上形成溝槽和隆脊，最終成為萌生疲勞裂紋的區(qū)域。而熱機(jī)影響區(qū)硬度最低的軟化區(qū)抵抗剪應(yīng)力的能力最弱，很容易在該處形成溝槽和隆脊而引發(fā)疲勞源，這與接頭斷裂位置發(fā)生在HAZ軟化區(qū)相符合。

3　結(jié)論

（1）42 mm厚A6N01S-T5鋁合金型材FSW接頭上、中、下三層的疲勞極限差別不大，分別為103.9 MPa、101.4 MPa、102.2 MPa；疲勞斷裂的位置大多在HAZ，疲勞源由氧化物夾雜造成的尖角效應(yīng)和應(yīng)力集中誘發(fā)形成。

（2）FSW接頭焊核區(qū)微觀組織為細(xì)小的等軸晶，HAZ微觀組織形貌與母材相近，略有粗化現(xiàn)象；前進(jìn)側(cè)的TMAZ與焊核區(qū)的分界線比較明顯，返回側(cè)的分界線相對(duì)模糊。

（3）FSW接頭顯微硬度分布呈W型，兩側(cè)母材硬度約為108 HV，焊核區(qū)硬度約為75 HV，距離焊縫中心約10 mm的HAZ存在一個(gè)最低硬度值點(diǎn)，為55～60 HV，該處正是FSW接頭疲勞斷裂的位置。

[1]牛勇.鋁合金攪拌摩擦焊熱影響區(qū)疲勞行為研究[D].蘭州：蘭州理工大學(xué)，2008.

[2]楊新岐，張艷新，霍立興，等.焊接接頭疲勞評(píng)定的局部法研究現(xiàn)狀[J].焊接學(xué)報(bào)，2003，24（3）：82-86.

[3]James M N，Hattingh D G，Bradley G R.International Journal of Fatigue，2003，25（12）：1389.

[4]Lomolino S，Tovo R，Santos dos J.International Journal of Fatigue，2005，27（3）：305.

[5]楊新岐.鋁合金攪拌摩擦與MIG焊接接頭疲勞性能對(duì)比試驗(yàn)[J].焊接學(xué)報(bào)，2005，27（4）：1-4.

[6]PartanenT，NiemiE.Hot spot S-N curves based on fatigue tests of small MIG-welded aluminium specimens[J].Welding in the World，1999，43（1）：16-22.

[7]Hobbacher A.Recommendations for fatigue design of welded joints and components[R].Germany:International Institute of Welding-IIW/IIS，IIW document XIII-1539-96/XV-845-96，2002.

[8]陳傳堯.疲勞與斷裂[M].湖北：華中科技大學(xué)出版社，2002.

[9]史麗輝.鋁合金攪拌摩擦焊接頭組織與力學(xué)性能研究[D].吉林大學(xué)碩士，2010.

[10]柯黎明.攪拌摩擦焊接頭成形規(guī)律研究[D].北京：清華大學(xué)，2007.

[11]邸曙升.7075鋁合金攪拌摩擦焊接頭疲勞性能評(píng)定和缺陷分析的研究[D].天津：天津大學(xué)，2007.

Fatigue property of bi-friction stirring welding joints of A6N01S-T5 aluminum alloy

MENG Xiangrui1，HE Yongpan2，LIU Jian1，F(xiàn)ANG Xifeng1，CHENG Yongming1，ZHANG Fengdong1，LI Yuanxing2
（1.CRRC Qingdao Sifang Co.，Ltd.，Qingdao 266111，China；2.School of Materials Science and Engineering，Southwest Jiaotong University，Chengdu 611031，China）

Bi-friction stirring welding of 42 mm A6N01S-T5 aluminum alloy section is implemented.FSW joints are divided into upper，middle and lower layers along weld junction and the fatigue property of the joints is researched by fatigue test.The reasons of fatigue fracture of the joints are analyzed by microstructure observation，micro-hardness testing and fracture analysis.The result shows that fatigue fracture is occurred mostly in the heat-affected zone.The fatigue limit of FSW joints is 103.9 MPa，101.4 MPa and 102.2 MPa.The microstructure of nugget zone is equiaxed grain and the heat-affected zone is slightly coarsening phenomenon.The micro-hardness of joints is W-shaped and the hardness of base material is about 108 HV.And nugget zone is about 75 HV.The minimum hardness value is occurred in softening zone which is 10 mm away from the weld center and is about 55～60 HV.The stress concentration caused by oxide inclusions induces the fatigue source.

A6N01S-T5 aluminum alloy；bi-friction stirring welding；fatigue property；microstructure

TG457.14

A

1001－2303（2016）03－0066-05

10.7512/j.issn.1001-2303.2016.03.14

2015－06－09；

2015－07－06

孟祥瑞（1982—），男，黑龍江齊齊哈爾人，碩士，主要從事鋁合金焊接工藝的研究工作。