軸肩直徑對6061 鋁合金攪拌摩擦焊軸向力的影響

鄭延召，牛文濤，李小欣，張成聰，陳玉華，黃永德

（1.河南平高電氣股份有限公司，河南 平頂山 467001；2.南昌航空大學(xué) 江西省航空構(gòu)件成形與連接重點實驗室，南昌 330000；3.上海航天設(shè)備制造總廠有限公司，上海 200245）

隨著攪拌摩擦焊工業(yè)化應(yīng)用的不斷推進，由于其二維局限性，傳統(tǒng)龍門式攪拌摩擦焊已經(jīng)很難滿足日趨復(fù)雜的焊接要求[1]。機器人攪拌摩擦焊憑借其綠色環(huán)保、焊接效率高、接頭質(zhì)量好等特點成為了攪拌摩擦焊發(fā)展的新方向，機器人與攪拌摩擦焊相結(jié)合，將有利于攪拌摩擦焊的進一步發(fā)展。在機器人攪拌摩擦焊接過程中，軸向力是機器人位姿調(diào)控、焊接質(zhì)量監(jiān)控的重要過程參數(shù)[2—3]，當焊接軸向力過大時，機器人手臂會受到過量載荷而發(fā)生變形，從而縮短焊接壽命，同時也對接頭質(zhì)量產(chǎn)生一定的影響。Zhang Z 等[4]運用了軟件分析等方法研究了焊接中所產(chǎn)生的軸向壓力，結(jié)果表明軸向壓力對攪拌頭受力以及接頭成形有重要影響，因此，如何減小焊接軸向力成為了機器人攪拌摩擦焊工程化應(yīng)用的主要問題。毛育青等[5]采用了不同形狀的軸肩對鋁合金進行攪拌摩擦焊接實驗，實驗表明軸肩形狀的改變對焊縫塑性金屬的流動以及焊縫成形有重要影響；李寶華等[6]針對攪拌針的形狀進行了研究，結(jié)果表明攪拌針形狀的改變會對焊縫塑性金屬的遷移產(chǎn)生影響，而在焊接過程中，由于軸肩與工件材料接觸并充分摩擦，軸肩與工件材料的摩擦面積決定了產(chǎn)熱的多少，因此攪拌頭軸肩直徑的大小影響攪拌摩擦焊產(chǎn)熱及軸向力的產(chǎn)生，選擇合適直徑軸肩的攪拌頭，對改善接頭性能，減小焊接軸向力具有重要作用。

1 試驗

所用板材為250 mm×80 mm×5 mm 的6061 鋁合金，其化學(xué)成分如表1[1]所示。設(shè)計了3 種不同軸肩直徑的攪拌頭，軸肩形狀為平面型，表面均開有阿基米德螺型花紋來增加軸肩對工件材料的驅(qū)動力，攪拌頭具體尺寸參數(shù)如圖1 所示。

表1 6061 鋁合金板材化學(xué)成分（質(zhì)量分數(shù)）Tab.1 Chemical composition of 6061 aluminum alloy sheet (mass fraction) %

圖1 攪拌頭尺寸參數(shù)Fig.1 Tool size parameters

所用設(shè)備為銑床改裝的攪拌摩擦焊機，6061 鋁合金攪拌摩擦焊接參數(shù)如表2 所示，采用了3 種不同的攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度（750，1180，1500 r/min）以及3種不同的焊接速度（95，190，300 mm/min）進行焊接試驗，焊接時，保持攪拌頭傾角0°，軸肩壓入板材后開始預(yù)熱，下壓量為0.2 mm，預(yù)熱時間為10 s。

焊后觀察焊縫表面形貌，并截取接頭部位材料進行鑲嵌、打磨、拋光，腐蝕制備成金相試樣，用倒置金相顯微鏡對接頭顯微組織進行觀察和分析。為了研究軸肩直徑對焊接軸向力的影響，采用軸向力實時測量系統(tǒng)對焊接過程中產(chǎn)生的軸向力進行測量、并記錄分析，實時測量系統(tǒng)示意圖如圖2 所示，其量程標定為0～10 kN，測量誤差為0.115%，將系統(tǒng)測的軸向力記錄并用Origin 軟件處理為“軸向力-時間”曲線。

圖2 軸向力實時測量系統(tǒng)示意圖Fig.2 Schematic diagram of the axial force real-time measurement system

2 結(jié)果與分析

2.1 不同軸肩直徑下的“軸向力-時間”曲線

截取焊接過程中較為穩(wěn)定的一段時間（約10 s），記錄不同軸肩直徑及焊接參數(shù)下的軸向力變化，并制成“軸向力-時間”曲線如圖3 所示。3 種不同軸肩直徑所得軸向力有著相同的趨勢，即在相同的焊接參數(shù)下，9 mm 軸肩產(chǎn)生的軸向力最小，15 mm 軸肩產(chǎn)生的軸向力最大。當攪拌頭轉(zhuǎn)速達到1500 r/min，焊接速度為95 mm/min 時，3 種軸肩直徑所得的軸向力相對于其他焊接參數(shù)，處于一個較低的水平，且“軸向力-時間”曲線趨于平滑，波動更小。分析認為，這與焊接過程中的產(chǎn)熱有關(guān)，當攪拌頭轉(zhuǎn)速提高，焊接速度低時，攪拌頭產(chǎn)熱更充分，良好的焊接熱輸入使工件材料塑性程度更高，從而使材料軟化更加充分，對攪拌頭的抗力減小，軸向力也隨之減小[7—8]。在攪拌頭的行進過程中，隨著攪拌頭的旋轉(zhuǎn)，軸肩與工件材料充分接觸，攪拌頭也受到諸多力的聯(lián)合作用，其中以軸向力最為明顯，當軸肩直徑增大時，焊接軸向力也會隨之增大，所以在相同的焊接參數(shù)下，小尺寸的軸肩（9 mm）受到了更少的焊接軸向力影響。如圖3 所示，3 種軸肩所對應(yīng)的軸向力曲線都會呈現(xiàn)一定的上下浮動，而15 mm 軸肩所得“軸向力-時間”曲線起伏趨勢比較明顯，這也是由軸肩直徑對軸向力的影響導(dǎo)致的，當軸肩直徑增大時，軸肩與工件材料的接觸面積也隨之增大，軸肩受到的軸向力也隨之增大，而這種增大的軸向力，會導(dǎo)致焊接過程不穩(wěn)定，從而導(dǎo)致“軸向力-時間”曲線出現(xiàn)較大起伏。

圖3 軸向力-時間曲線Fig.3 Axial force-time curve

2.2 軸肩直徑對平均軸向力的影響

圖4 是不同攪拌頭轉(zhuǎn)速下，軸肩直徑對平均焊接軸向力的影響規(guī)律。圖5 是不同攪拌頭行走速度下，軸肩直徑對平均焊接軸向力的影響規(guī)律。由圖4 可以看出，隨著攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度的加快，3 種軸肩直徑攪拌頭所得平均軸向力曲線均呈下降趨勢。其中，9 mm直徑軸肩下降趨勢較為明顯，以9 mm 直徑軸肩為例，當焊接速度為95 mm/min 時，隨著攪拌頭轉(zhuǎn)速的增加，9 mm 軸肩所得平均軸向力從 3633 N 下降到2311 N，其平均軸向力下降了約36%，這是由于當攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度提高時，3 種直徑的軸肩產(chǎn)生的熱輸入均隨之增大，材料軟化程度提高，對攪拌頭的抗力減小，軸向力也就隨之減小[9—11]。如圖5 所示，隨著焊接速度的提高，3 種軸肩直徑攪拌頭所得平均軸向力曲線都呈現(xiàn)上升趨勢，這是因為隨著攪拌頭行走速度的加快，旋轉(zhuǎn)的攪拌頭與工件材料之間的摩擦?xí)r間不足，產(chǎn)熱隨之減少，材料塑化程度低，抗力大，軸向力也隨之增大。

對比圖4 和圖5 可知，在相同的焊接參數(shù)下，9 mm 軸肩所得平均軸向力始終小于15 mm 和12 mm軸肩所得平均軸向力，這是由于隨著軸肩直徑的增大，與工件材料的接觸面積也隨之增大，受到的軸向力也就相應(yīng)增大。小直徑軸肩在焊接時受到的軸向力作用相對少于大直徑軸肩，所以得到了更穩(wěn)定的焊接效果，如圖4—5 所示，在焊接速度為95 mm/min，旋轉(zhuǎn)速度為1500 r/min，軸肩直徑為9 mm 時，所得平均軸向力值最低，最低值約為2311 N，這說明在焊接熱輸入充足時，小直徑軸肩焊接時產(chǎn)生的焊接軸向力更少，焊接更穩(wěn)定。

圖4 攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度對焊接軸向力的影響Fig.4 Effect of rotation speed on the welding axial force

圖5 焊接速度對焊接軸向力的影響Fig.5 Effect of travel speed on welding axial force

2.3 焊縫表面形貌

基于2.1 和2.2 節(jié)的分析，探究在熱輸入充足時，不同軸肩直徑對焊縫表面形貌的影響，進而分析對軸向力的影響規(guī)律。圖6 所示為3 種不同直徑軸肩在1500 r/min、95 mm/min 下焊接所得的接頭表面形貌，如圖6 所示，3 種直徑的軸肩都可以獲得成形良好，沒有明顯缺陷的焊縫，而隨著軸肩直徑的增大，焊縫表面形貌由光滑逐漸變粗糙，其行進路徑上粗糙的金屬凝固物開始增多。隨著軸肩直徑的增大，產(chǎn)生的飛邊量也逐漸增多，對比圖6a—c 可知，軸肩直徑為9 mm 的軸肩所得焊縫表面形貌最光滑，焊縫成形良好，飛邊量相比其他兩直徑的軸肩也最少。其中12 mm 軸肩產(chǎn)生的飛邊量最多，分析認為，飛邊量是塑性金屬順利脫離軸肩形成的，當軸肩直徑小時，對塑性金屬的包攏程度有限，更多的金屬隨之排出軸肩，所以對比圖6b—c 可以發(fā)現(xiàn)，相對于15 mm，12 mm 直徑軸肩產(chǎn)生的飛邊量更多，而對于9 mm 軸肩來說，由于較小的軸肩直徑，所能包攏的塑性金屬量有限[12—13]，故雖然有塑性金屬脫離軸肩，但形成的飛邊量仍少于12 mm 直徑軸肩所產(chǎn)生的飛邊量。由于軸肩直徑小，所受的軸向力更小，焊接過程更穩(wěn)定，所以9 mm 軸肩所形成的焊縫表面形貌更加光滑。

圖6 不同直徑軸肩對焊縫表面形貌的影響Fig.6 Effect of different diameter shaft shoulders on the weld surface morphology

2.4 微觀組織

圖7 是在95 mm/min，1500 r/min 下，不同軸肩直徑所得焊核區(qū)顯微組織形貌，通過觀察與實際測量得到，15 mm 軸肩直徑對應(yīng)的焊核區(qū)晶粒尺寸為22.21 μm，9 mm 軸肩所對應(yīng)的晶粒尺寸最小，最小值為 9.77 μm，12 mm 軸肩對應(yīng)的晶粒尺寸為15.14 μm。分析認為由于軸肩直徑增大時，與工件材料摩擦面積更大，產(chǎn)生的熱輸入更多，所以焊核區(qū)組織發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶后在焊接熱循環(huán)的作用下發(fā)生晶粒長大[14]，而相對于15 mm 與12 mm 直徑軸肩而言，9 mm 軸肩產(chǎn)熱較少，且軸肩直徑小，對工件材料的驅(qū)動與攪拌能力相對較弱，在較小的熱輸入情況下，破碎后的晶?；緹o法再次長大，所以相較而言，隨著軸肩直徑的減小，焊核區(qū)晶粒逐漸細化，9 mm 軸肩所對應(yīng)的焊核區(qū)晶粒尺寸最小，更容易獲得力學(xué)性能更好的焊接接頭[15]。

圖7 不同直徑軸肩焊核區(qū)微觀組織Fig.7 Microstructure of the weld nugget at shaft shoulder of different diameters

3 結(jié)論

1）在不同的焊接參數(shù)下，“軸向力-時間”曲線會上下波動，這種波動會隨著軸肩直徑的增大而變大，其中15 mm 軸肩所對應(yīng)的曲線起伏較大；當旋轉(zhuǎn)速度與焊接速度都相同時，9 mm 軸肩所得軸向力最小。

2）焊接軸向力隨著旋轉(zhuǎn)速度的增大而遞增，隨著攪拌頭行走速度的加快而減小，當旋轉(zhuǎn)速度與攪拌頭行走速度相同時，軸向力隨著軸肩直徑的減小而減小，在焊接速度為95 mm/min，旋轉(zhuǎn)速度為1500 r/min，軸肩直徑為9 mm 時，所得平均軸向力值最低，最低值約為2311 N。

3）9 mm 直徑軸肩所對應(yīng)的焊縫表面形貌更光滑，飛邊量更少，由于軸肩對金屬有包攏效果，12 mm 軸肩所產(chǎn)生的飛邊量大于15 mm 軸肩所產(chǎn)生的飛邊量。

4）焊核區(qū)晶粒尺寸隨著軸肩尺寸的減小而逐漸細化，9 mm 軸肩所對應(yīng)的晶粒尺寸最小為9.77 μm，隨著晶粒的細化，9 mm 軸肩也更容易提升接頭的力學(xué)性能。