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    5 mm厚6005A-T6鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭的組織及性能

    2018-03-06 06:38:31,,,,,,
    機(jī)械工程材料 2018年2期
    關(guān)鍵詞:熱機(jī)雙軸斷口

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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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