不等厚5754鋁合金板的攪拌摩擦拼焊研究

李超軒，李 尾，董長(zhǎng)雙，王燕青，秦偉強(qiáng)

(1.太原理工大學(xué) 機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院，山西 太原 030024；2.精密加工山西省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山西 太原 030024)

根據(jù)國(guó)家工信部和美國(guó)能源部發(fā)布的車輛使用性能的數(shù)據(jù)資料發(fā)現(xiàn)，十三五期間，國(guó)內(nèi)汽車的總體運(yùn)行成本要比美國(guó)的高出40%左右[1]。這不僅降低我國(guó)經(jīng)濟(jì)發(fā)展效率，而且對(duì)環(huán)境產(chǎn)生巨大負(fù)面影響。輕量化是解決這一問題的重要技術(shù)手段，其中車身輕量化(鋁合金車身)是一個(gè)關(guān)鍵的技術(shù)途徑。車身系統(tǒng)設(shè)計(jì)中很多涉及較多變截面板材的使用和曲面形狀設(shè)計(jì)；目前主流的工藝方法是[2]，先通過熱沖壓技術(shù)將不同厚度板材成形成所需要的汽車覆蓋件，然后采用焊接(激光焊或點(diǎn)焊技術(shù))的方法實(shí)現(xiàn)各覆蓋件之間的連接。這種成形方式存在的最大問題是材料利用率低、工藝容錯(cuò)性和可靠性均較差。

為了提高鋁合金車身成形過程中的生產(chǎn)效率，尤其是提高變截面板材在焊接和沖壓成形時(shí)候的工藝穩(wěn)定性，國(guó)內(nèi)外有研究者[3-6]提出先用固相成形技術(shù)實(shí)現(xiàn)不等厚板材的拼焊，然后再將拼焊板材進(jìn)行整體熱沖壓的新技術(shù)方案。此方案的開發(fā)和應(yīng)用關(guān)鍵環(huán)節(jié)是開發(fā)不等厚度板材的高效、可靠焊接技術(shù)。攪拌摩擦焊是一種免焊料的固相連接技術(shù)，目前已經(jīng)在航空航天和汽車領(lǐng)域?qū)崿F(xiàn)了輕質(zhì)合金的點(diǎn)焊和縫焊連接[7-11]，尤其是在板材的焊接成形中顯現(xiàn)出高的焊接效率和可靠性。本課題采用攪拌摩擦焊技術(shù)進(jìn)行5754鋁合金不等厚度(1.2 mm和2.0 mm)板材的拼焊，利用金相顯微鏡、掃描電鏡和拉伸實(shí)驗(yàn)機(jī)研究焊接接頭微觀形貌和力學(xué)性能，揭示接頭成形的機(jī)制和性能隨工藝參數(shù)的變化規(guī)律，探索不等厚度5754鋁合金板材在汽車覆蓋件成形中的應(yīng)用。

1 試驗(yàn)材料和方法

1.1 試驗(yàn)材料

本試驗(yàn)采用供貨狀態(tài)H32的5754鋁合金板材，厚度分別為1.2 mm和2.0 mm。其主要力學(xué)性能：抗拉強(qiáng)度Rm≥260 N/mm2，屈服強(qiáng)度Rp0.2≥220 N/mm2， 伸長(zhǎng)率A≥13%。5×××系鋁合金的主要合金元素是Mg，是一類不可熱處理強(qiáng)化鋁合金。5754鋁合金的化學(xué)成分見表1。物理性能見表2。

表1 母材的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)Table 1 Chemical composition of the base material(mass fraction/%)

表2 母材的物理性能Table 2 Physical properties of the base material

1.2 焊接試驗(yàn)設(shè)備

采用北京賽福斯特研發(fā)的FSW-LM-AFM16-2D型攪拌摩擦焊機(jī)進(jìn)行5754鋁合金的焊接，其主要參數(shù)范圍是：攪拌頭旋轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速范圍100 r/min～1 500 r/min，焊接速度范圍0～1 200 mm/min，根據(jù)母材板厚度，攪拌頭軸肩直徑為Φ15 mm,攪拌針直徑為Φ4 mm、長(zhǎng)度為1.2 mm，軸肩下壓量則可根據(jù)實(shí)際焊接要求進(jìn)行調(diào)節(jié)。

1.3 測(cè)試設(shè)備

采用TSCAN-MIRA3LMH型掃描電鏡(SEM)觀察焊接接頭和斷口形貌。拉伸試驗(yàn)在DNS200型綜合拉伸試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，試樣尺寸參照GB/T 26957-2011的標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行制備。

1.4 焊接過程傾斜角和工藝設(shè)計(jì)

試驗(yàn)過程是將厚度1.2 mm和2.0 mm的5754鋁合金母材通過攪拌摩擦焊進(jìn)行對(duì)接試驗(yàn)。當(dāng)兩塊板的厚差較小時(shí)，由于攪拌頭軸肩對(duì)基體金屬有一定的包容性，在不設(shè)計(jì)焊接工裝的情況下，仍能形成外觀形貌較好的焊縫；而當(dāng)兩塊板厚度相差較大時(shí)，為了盡量保證金屬板材的焊縫底部被焊透，攪拌頭的下壓量需要以較薄的板材為準(zhǔn)[12-13]，因此焊接時(shí)會(huì)出現(xiàn)一定的焊接飛邊以及較厚板一側(cè)出現(xiàn)減薄現(xiàn)象[14](圖1a所示)。本次試驗(yàn)所用的設(shè)備攪拌頭只能沿焊接方向偏轉(zhuǎn)一定的角度，而本試驗(yàn)需攪拌頭軸線相對(duì)焊縫對(duì)接端面偏移一定角度。所以通過改變焊接工裝相對(duì)工作臺(tái)進(jìn)行傾斜來達(dá)到改變攪拌針傾斜角的效果，使焊縫表面與母材表面過渡平滑。為了達(dá)到這種效果，需要對(duì)焊接工裝相對(duì)工作臺(tái)的傾斜角度β做精確確定(圖1b所示)。

圖1 攪拌摩擦焊攪拌頭位置設(shè)計(jì)Fig.1 Design of FSW tool position

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 軸肩傾斜角對(duì)接頭成形的影響

本試驗(yàn)所使用的攪拌摩擦焊設(shè)備主要工藝參數(shù)有焊接速度、攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度、軸肩下壓量和偏移量等。在試焊過程中如果工作臺(tái)水平放置，會(huì)發(fā)現(xiàn)薄板由于與厚板存在高度差不易于攪拌頭摩擦，會(huì)導(dǎo)致由于薄板熱量不足焊縫成形差、未熔合等缺陷。當(dāng)調(diào)節(jié)工作臺(tái)的傾斜角度，就能有效解決上述問題，讓傾斜角的角度和攪拌頭的軸肩與薄板的夾角相等。但又出現(xiàn)了新的問題，即焊縫的飛邊和起皮量很大，甚至出現(xiàn)裂縫足以影響焊縫的質(zhì)量(圖2a、b所示)。在采用如圖2c所示的形式調(diào)節(jié)攪拌頭的傾斜角度能有效解決這個(gè)問題。由此可以看出，隨著傾斜角的增加，飛邊量也逐漸減少。攪拌頭傾斜度為0°時(shí)由于下壓量的限制無法完成焊接；攪拌頭傾斜角為1°和1.5°時(shí)飛邊量減少但還有少量飛邊；當(dāng)攪拌頭傾斜角為2.8°時(shí)焊縫外觀形貌最好。因此后續(xù)工藝參數(shù)中攪拌頭的傾斜角固定在2.8°。

圖2 不同傾斜角的焊接接頭宏觀形貌Fig.2 Macro morphologies of welded joints with different inclination angles

2.2 不等厚度板的攪拌摩擦焊微觀形貌

圖3a為全焊縫放大40倍的形貌，可以觀察到整個(gè)焊縫的輪廓，不等厚度板沿著焊縫縱向方向呈均勻梯度變化，塑性流線清晰可見且呈不規(guī)則波形，這種“相嵌”結(jié)構(gòu)在一定程度上可以提高接頭的力學(xué)性能。此外還可以在厚板母材側(cè)觀察到薄板母材擠壓組織，這是由于攪拌頭的初始位置偏向厚板一側(cè)所致，同時(shí)也說明通過攪拌使兩種母材實(shí)現(xiàn)熱-力擴(kuò)散；而黑色陰影部分則為未擠出的氧化皮組織。在焊接接頭焊核區(qū)的中心位置能觀察到明顯的界面線(圖3b)，界面線兩側(cè)母材經(jīng)歷了晶粒的破碎和重新長(zhǎng)大，沒有發(fā)現(xiàn)任何組織缺陷，說明在合適工藝參數(shù)下攪拌摩擦實(shí)現(xiàn)了兩種不等厚度母材的可靠連接。圖3c為接頭的熱機(jī)影響區(qū)組織形貌，組織致密未見明顯缺陷，由于攪拌頭的旋轉(zhuǎn)作用從中間處對(duì)具有流動(dòng)性的金屬進(jìn)行了離心覆蓋，在微觀組織中能明顯觀察到均勻一致的流線，表明在沿著某一特定方向攪拌時(shí)，兩種母材率先發(fā)生軟化并同時(shí)發(fā)生相互擴(kuò)散，形成冶金組織。

圖3 5754鋁合金攪拌摩擦焊接頭顯微組織Fig.3 Microstructure of 5754 aluminum alloy FSW joint

為了進(jìn)一步研究波狀熔合線周圍的不連續(xù)氣孔，采用EDS點(diǎn)掃描對(duì)氣孔及其周圍的組織進(jìn)行元素掃描(圖4a、b)，根據(jù)掃描結(jié)果可以看出除了母材的Mg、Fe元素外氣孔周圍有O元素出現(xiàn)(圖4c)，這可能是攪拌速度不合適導(dǎo)致攪拌過程中覆蓋在母材表面的氧化鋁沒有被及時(shí)擠出，因此可以通過調(diào)整攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度予以消除，后續(xù)的斷裂位置和斷口形貌測(cè)試也證明這些不連續(xù)的氣孔對(duì)接頭力學(xué)性能的影響較小。

圖4 5754鋁合金板焊接接頭微觀形貌和電子能譜Fig.4 Microstructure and electron spectra of welded joints in 5754 aluminum alloy sheet

2.3 不同攪拌頭轉(zhuǎn)速下焊接頭的抗拉強(qiáng)度和斷裂行為

為了研究不同攪拌頭轉(zhuǎn)速下的焊接接頭抗拉強(qiáng)度，在焊接速度、下壓量、傾斜角等工藝參數(shù)不變的情況下，通過改變攪拌頭轉(zhuǎn)速評(píng)價(jià)不等厚度板接頭的力學(xué)性能和失效機(jī)制。

圖5為焊接接頭拉伸試樣的斷裂狀態(tài)。拉伸試樣的斷裂位置均發(fā)生在靠近焊接接頭的薄板母材區(qū)，且斷口附近均發(fā)生了徑縮，這說明焊接接頭強(qiáng)度大于薄板母材的而小于厚板母材的。按焊接接頭組成來看斷裂位置位于薄板側(cè)熱機(jī)影響區(qū)，這是由于接頭熱機(jī)影響區(qū)晶粒粗大而且部分位置出現(xiàn)擠壓分層，并有一些氣孔和夾雜缺陷，其組織致密程度要小于母材的，所以綜合力學(xué)性能變差，是焊接接頭的最脆弱位置。

圖5 接頭拉伸的斷裂情況Fig.5 Tensile and fracture of the joint

表3是在一定工藝參數(shù)下不同攪拌頭轉(zhuǎn)速下的接頭抗拉強(qiáng)度值。相對(duì)于母材而言，接頭的抗拉強(qiáng)度保持率均超過90%，體現(xiàn)了良好的力學(xué)性能。隨著攪拌頭轉(zhuǎn)速的提高，接頭抗拉強(qiáng)度有所提高，在1 080 r/min附近達(dá)到了最高的247 N/mm2。而當(dāng)攪拌頭轉(zhuǎn)速達(dá)到1 280 r/min抗拉強(qiáng)度值有所衰減，這可能是由于轉(zhuǎn)速太快攪拌力和材料摩擦產(chǎn)生熱量過多導(dǎo)致組織過熱；鋁合金熱導(dǎo)率較大、散熱快，過熱組織會(huì)改變晶體的二次結(jié)晶和再結(jié)晶過程，引起組織和晶粒粗化而降低了表層金屬的力學(xué)性能。

表3 不同攪拌頭轉(zhuǎn)速焊接頭的抗拉力學(xué)性能Table 3 Tensile mechanical properties of joints with different tool speeds

為了進(jìn)一步研究拉伸樣品的斷裂形式，利用掃描電鏡觀察斷口形貌，圖6為斷口掃描電鏡圖?？梢钥闯?，薄板母材區(qū)的斷口是典型的韌窩狀斷口，斷口布滿了大小不等的橢圓形的杯狀凹坑群。這些韌窩是由于微孔在空間三維方向上被均勻拉伸長(zhǎng)大，最終形成橢圓形的等軸韌窩。在拉伸過程中，伴隨著塑性變形加劇，在頸縮中心部位裂紋開始形核，成為多個(gè)顯微孔洞。韌窩斷裂包含著微孔的形成、長(zhǎng)大、會(huì)合，并最終斷裂的過程。結(jié)合其伸長(zhǎng)率數(shù)據(jù)和斷口徑縮程度可以判斷薄板母材區(qū)的斷裂為韌性斷裂，表明接頭具有良好的韌性。

圖6 拉伸樣品斷口形貌Fig.6 Fracture profile of tensile sample

3 結(jié) 論

利用攪拌摩擦焊進(jìn)行了不等厚度5754鋁合金板(1.2 mm和2.0 mm)的焊接試驗(yàn)，在攪拌頭傾斜角為2.8°時(shí)接頭飛邊和起皮消失；接頭組織致密均勻，熔合線兩側(cè)的焊核區(qū)發(fā)現(xiàn)少量氣孔和夾雜，能譜分析為少量氧化鋁；熱機(jī)影響區(qū)能觀察到明顯塑性流線，兩種厚度母材組織在接頭處實(shí)現(xiàn)交互融合和組織再結(jié)晶；接頭的抗拉強(qiáng)度隨著攪拌頭轉(zhuǎn)速的增加而增加，在轉(zhuǎn)速為1 080 r/min時(shí)，接頭抗拉強(qiáng)度達(dá)到247 N/mm2，達(dá)到母材強(qiáng)度的95%；斷裂位置均位于薄板側(cè)熱影響區(qū)，徑縮尺寸和斷口形貌表現(xiàn)為典型的韌性斷裂。