CR400BF型高速動車組雙軸肩攪拌摩擦焊部件質(zhì)量提升

鈕旭晶，侯振國，董鵬，郁志凱，魯二敬，張艷輝

摘要：采用雙軸肩攪拌摩擦焊工藝對中國標(biāo)準(zhǔn)化動車組鋁合金車體前端底板進(jìn)行焊接。在前端底板生產(chǎn)中，焊接一次合格率（相控陣超聲檢測）低于50%，嚴(yán)重影響焊接質(zhì)量及交車進(jìn)度。針對上述問題對焊接缺陷進(jìn)行研究，使用ABAQUS模擬孔洞型缺陷的形成機理，發(fā)現(xiàn)在合適的工藝參數(shù)下可以避免孔洞型缺陷的產(chǎn)生。采用光學(xué)顯微鏡（OM）和掃描電子顯微鏡（SEM）對正常斷裂和異常斷裂的“ 之 ”形線進(jìn)行研究，探討了兩類斷裂中“ 之 ”形線的來源以及形成機理。通過將原有“ 三棱錐 ”形狀的攪拌針改為“ 正反雙螺旋 ”形狀的攪拌針，并系統(tǒng)改進(jìn)焊接工藝，焊接一次合格率達(dá)到了100%。

關(guān)鍵詞：6005A鋁合金;雙軸肩攪拌摩擦焊;“ 之 ”形線;異常斷裂;攪拌針形狀

中圖分類號：TG457.14? ? ? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A? ? ? ? ?文章編號：1001-2003（2021）10-0024-07

DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2021.10.05

0? ? 前言

在高速列車制造中，鋁合金的焊接直接關(guān)系到車輛的質(zhì)量和運行的安全可靠性。相較于熔化焊方法，F(xiàn)SW在焊接效率、接頭質(zhì)量、制造成本和作業(yè)環(huán)境等方面具有明顯優(yōu)勢，已經(jīng)取代熔化焊技術(shù)成為鋁合金車體的主導(dǎo)連接方法[1-2]。

在攪拌摩擦焊接過程中，無論是單軸肩還是雙軸肩，焊核區(qū)域都會出現(xiàn)“ 之 ”形線。在雙軸肩攪拌摩擦焊（BTFSW）焊接中“ 之 ”形線處曾發(fā)生異常斷裂的情況，引起人們的廣泛關(guān)注。Chen等人[3]認(rèn)為“ 之 ”形線是對接表面氧化層在被攪拌針攪碎后無法與母材合成一體而形成的;Sato等人[4]認(rèn)為“ 之 ”形線的形成與焊縫塑化金屬的流動行為有關(guān)。南昌大學(xué)冀海貴等人[5]發(fā)現(xiàn)當(dāng)焊接參數(shù)選擇不當(dāng)時，會在“ 之 ”形線處發(fā)生異常斷裂。Warsinski等[6]研究了S特征的“ 之 ”形線，沿S特征破裂的樣品的氧含量約為在焊核區(qū)破裂的樣品的2倍，這證明了“ 之 ”形線是接合表面上的氧化物未分解而形成的。Schneider等[7]發(fā)現(xiàn)對接焊縫的焊縫間距較大時，抗拉強度有所降低。由此指出，接合線殘余物是導(dǎo)致力學(xué)性能降低的原因，而且工藝參數(shù)可能在降低力學(xué)性能方面也起到一定作用。

中國標(biāo)準(zhǔn)化動車組鋁合金車體部分部件采用攪拌摩擦焊進(jìn)行焊接，其中前端底板采用雙軸肩攪拌摩擦焊工藝。每列車需要14塊前端底板，用量較大。根據(jù)中車唐山公司TCF00000125724《攪拌摩擦焊焊接的鋁型材部件—F版》技術(shù)條件要求，需要對雙軸肩攪拌摩擦焊部件的所有焊縫進(jìn)行100%相控陣超聲檢測，結(jié)果發(fā)現(xiàn)，焊接一次合格率不足50%，嚴(yán)重影響焊接質(zhì)量及交車進(jìn)度。而且雙軸肩攪拌摩擦焊焊縫不允許采用熔化焊進(jìn)行返修，造成大量型材報廢，生產(chǎn)成本大幅提升。針對上述問題，文中從鋁合金車體前端底板雙軸肩攪拌摩擦焊在“ 之 ”形線處的異常斷裂入手，研究6005A-T6鋁合金正常斷裂與異常斷裂情況下“ 之 ”形線的本質(zhì)區(qū)別及形成機理，進(jìn)而提出避免異常斷裂的措施。

1 試驗材料及方法

選用4 mm厚的6005A-T6車體前端底板型材作為母材，其供貨狀態(tài)為固溶處理+人工時效。6005A鋁合金的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）為w（Mg）=0.46%，w（Si）=0.63%，w（Cu）=0.17%，w（Fe）=0.24%，w（Mn）=0.2%，余量為Al。采用FOOK-FSW150型攪拌摩擦焊設(shè)備對鋁合金型材進(jìn)行雙軸肩攪拌摩擦焊接。選用軸肩直徑16 mm、攪拌針直徑6 mm、長度3.9 mm的“ 三棱錐形 ”（見圖1d）和“ 正反雙螺旋形 ”（見圖1b）兩種類型攪拌針。焊前用酒精擦拭對接面以去除油污，組對時保證無對接間隙存在。焊接過程中攪拌頭上下軸肩的壓入量均為0.05 mm，攪拌頭傾斜角為0°。

按GB/T 228-2002要求使用線切割沿垂直于焊縫方向截取拉伸試樣，并使焊縫位于拉伸試樣中心。每組工藝參數(shù)選3個試樣，室溫條件下在MTS810拉伸試驗機上進(jìn)行拉伸試驗，拉伸速率為5×10-3/s。

對金相試樣進(jìn)行打磨、拋光后使用keller試劑（90 mL H2O+2 mL HNO3+4 mL HF+4 mL HCl）腐蝕。采用LEICA DM2700M型光學(xué)顯微鏡觀察金相組織。使用掃描電子顯微鏡（SEM，JSM-6700F）觀察“ 之 ”形線的差異。電子背散射衍射（EBSD，JEOL JSM-7800F）用于表征雙軸肩攪拌摩擦焊接頭不同區(qū)域的微觀組織。

2 試驗結(jié)果

2.1 微觀組織與力學(xué)性能

不同于常規(guī)單軸肩拌摩擦焊接頭，無論是“ 正反雙螺旋形 ”（見圖1a）還是“ 三棱錐形 ”（見圖1c）攪拌頭形成的雙軸肩攪拌摩擦焊接頭均呈“ 啞鈴形 ”形貌，焊接質(zhì)量較好，無隧道型孔洞等缺陷，在焊核區(qū)可以清晰地看到“ 之 ”形線。圖1e～1g分別為轉(zhuǎn)速600 r/min、焊接速度120 mm/min下接頭的EBSD形貌，在圖1c黑色方框中的熱影響區(qū)和母材與熱機械影響區(qū)過渡區(qū)截取EBSD試樣。母材晶粒呈現(xiàn)典型的纖維狀特征（見圖1e）;焊核區(qū)為細(xì)小的等軸晶粒（見圖1f），平均晶粒尺寸約為6 μm;熱機械影響區(qū)晶粒同時受到熱和力的作用，呈彎曲變形晶粒特征。圖1g為對應(yīng)的晶粒變形解析，圖中藍(lán)色區(qū)域為發(fā)生再結(jié)晶區(qū)域，紅色為變形晶粒區(qū)，黃色為亞晶粒?？梢悦黠@看出，焊核區(qū)的等軸晶主要是焊接過程中動態(tài)再結(jié)晶的結(jié)果，存在少量變形晶粒;熱機械影響區(qū)主要由變形晶粒和部分亞晶構(gòu)成。

圖2a為轉(zhuǎn)速600 r/min、焊接速度120 mm/min下得到的優(yōu)質(zhì)焊接接頭的拉伸曲線。使用“ 三棱錐形 ”和“ 正反雙螺旋形 ”攪拌針形成的焊接頭抗拉強度均可以達(dá)到母材的80%以上（母材抗拉強度約為245 MPa）?！?正反雙螺旋形 ”的抗拉強度約為218 MPa，略高于“ 三棱錐形 ”的焊接接頭（抗拉強度約為205 MPa）。此時兩者的拉伸斷裂位置均位于前進(jìn)側(cè)的熱影響區(qū)附近，并且斷口附近出現(xiàn)典型的縮頸，屬于韌性斷裂（見圖2b）。在焊核區(qū)可以清晰看到完整的“ 之 ”形線，證明“ 之 ”形線不是拉伸斷裂的薄弱區(qū)。

當(dāng)焊接參數(shù)選用不當(dāng)時，“ 三棱錐形 ”以及“ 正反雙螺旋形 ”攪拌頭形成的焊接接頭焊合區(qū)前進(jìn)側(cè)的中部均會出現(xiàn)孔洞型缺陷，圖1h為“ 三棱錐形 ”攪拌針產(chǎn)生的孔洞缺陷，這類缺陷對材料的力學(xué)性能會產(chǎn)生不利影響。當(dāng)接頭中存在較大的孔洞缺陷時，對拉伸性能的影響較大，抗拉強度僅約為母材的55%;孔洞較小時，對拉伸性能影響減弱，抗拉強度較高，甚至可達(dá)到母材的70%以上，此時在焊核中心仍能清晰地看到“ 之 ”形線，說明與孔洞缺陷相比，“ 之 ”形線不是力學(xué)性能的薄弱區(qū)，如圖2a中含缺陷焊接接頭的拉伸曲線所示?？锥慈毕輰τ诮宇^的靜載強度而言不屬于致命缺陷，但對于動載強度，特別是在疲勞加載過程中，裂紋會在孔洞處優(yōu)先萌生，從而大幅降低疲勞壽命。即使孔洞缺陷對靜載強度影響較小，但從焊接接頭的工程應(yīng)用角度來看，必須選用合理的參數(shù)來避免孔洞缺陷，使靜載強度和動載強度均能滿足工程應(yīng)用的要求。

然而在“ 三棱錐形 ”工藝參數(shù)中還存在較為特殊的一種斷裂方式，即在焊核區(qū)未出現(xiàn)孔洞缺陷的情況下，“ 之 ”形線處發(fā)生了脆性斷裂，抗拉強度僅為母材的30%左右，此時“ 之 ”形線成為了力學(xué)性能的薄弱區(qū)，斷口形貌如圖2c所示，與之前對“ 之 ”形線不是力學(xué)性能薄弱區(qū)的認(rèn)識不符。因此，研究此類異常斷裂對于保障雙軸肩攪拌摩擦焊接頭質(zhì)量尤為關(guān)鍵。

2.2 孔洞型缺陷及“ 之 ”形線缺陷形成機理

2.2.1 孔洞型缺陷

焊縫內(nèi)部孔洞處的金屬流動速度矢量圖如圖3所示。圖3a為出現(xiàn)孔洞前一步的金屬流動速度場，在預(yù)計出現(xiàn)孔洞的區(qū)域，金屬流動非常弱，該處在前進(jìn)側(cè)最邊緣處，因此返回側(cè)的金屬流動性欠佳很容易引起該處填充不良，從而形成孔洞缺陷。圖3b為孔洞缺陷形成，圖3c為焊接過程俯視母材觀察到的孔洞，在孔洞形成時，該區(qū)域由于沒有金屬流入，因此不存在速度場，此時返回側(cè)大量金屬流入前進(jìn)側(cè)，但沒有任何金屬進(jìn)入孔洞區(qū)域，說明孔洞缺陷的形成既有焊接工藝的影響，又受到攪拌針形貌的影響，造成局部金屬的流動偏差，大部分區(qū)域金屬流動良好，但某處金屬很難流入從而形成孔洞缺陷。

2.2.2 “ 之 ”形線缺陷

使用“ 三棱錐形 ”攪拌針施焊得到的焊接接頭正常斷裂與異常斷裂金相試樣在不同倍數(shù)下的“ 之 ”形線光學(xué)形貌如圖4所示?？梢钥闯觯诘捅断聝煞N“ 之 ”形線的形態(tài)和襯度幾乎沒有差異;但在高倍下，異常斷裂的“ 之 ”形線有微裂紋的特征，而正常斷裂為不連續(xù)的孔洞，僅通過高倍金相組織觀察很難對其進(jìn)行嚴(yán)格的區(qū)分。

考慮到金相腐蝕的原理是電化學(xué)腐蝕，其結(jié)果是將低電位的組織腐蝕掉，即兩類“ 之 ”形線上看到的微裂紋也有可能是金相腐蝕造成的，故必須盡量排除腐蝕液帶來的影響。因此，對腐蝕后的樣品標(biāo)記出“ 之 ”形線的位置后，再次進(jìn)行精磨和長時間的機械拋光，以達(dá)到清除表面腐蝕層的目的，在電鏡下重新觀察“ 之 ”形線，如圖5所示。其中圖5a、5b是正常斷裂時的“ 之 ”形線，圖5c、5d為異常斷裂時的“ 之 ”形線。

分析圖5a、5b可以得出，正常斷裂時“ 之 ”形線上基本上是Al2O3和AlSi兩類顆粒聚集的結(jié)果。其中AlSi是鋁合金熔煉過程中無法避免的結(jié)晶相，其分布無特定的規(guī)律，呈彌散分布，熱力學(xué)上很穩(wěn)定，BTFSW過程僅可能發(fā)生結(jié)晶相的形貌改變。而Al2O3顆粒的來源可能有兩種情況：一是焊接過程中Al與O的反應(yīng);二是試板上的氧化膜，包括試板對接面和表面。從圖中還可以看出，焊核區(qū)Al2O3顆粒的分布狀態(tài)即為Al2O3形線的基本形態(tài)。而異常斷裂時的“ 之 ”形線為微裂紋（見圖5c、5d），由此可見，金相腐蝕后觀察到的兩種相似的“ 之 ”形線的本質(zhì)完全不同。

未連接很有可能是焊接過程中對接間隙超標(biāo)造成的。雖然在焊前可以保證對接間隙滿足施焊的要求，但在進(jìn)行長距離焊接過程中，攪拌頭前方的未焊材料受攪拌頭的作用存在較大的橫向拉伸應(yīng)力，在工裝側(cè)頂力不足的情況下，會造成實際間隙超標(biāo)，這是在大規(guī)模焊接過程中不可預(yù)見以及無法避免的。因此在保證嚴(yán)格的工藝裝配條件下，選擇對接間隙允許量更大的攪拌頭能夠有效減少異常斷裂情況出現(xiàn)的幾率。

2.3 工藝試驗

在了解“ 三棱錐形 ”以及“ 正反雙螺旋形 ”攪拌針焊接后存在的缺陷后進(jìn)行大量的工藝試驗來對比兩者的優(yōu)缺點?！?三棱錐形 ”攪拌針焊接的底板型材截面及焊縫示意如圖6所示，前端底板由5塊鋁合金型材組成，正反共8條焊縫，只要其中一條焊縫出現(xiàn)問題，就會導(dǎo)致整板報廢。底板合格品統(tǒng)計表（節(jié)選）如圖7所示，可以看出，使用“ 三棱錐形 ”攪拌針生產(chǎn)的41塊板有22塊合格，19塊不合格，合格率僅為53.6%。

“ 正反雙螺旋形 ”攪拌針焊接統(tǒng)計結(jié)果如圖8所示?？梢钥闯觯捎谩?正反雙螺旋形 ”攪拌針進(jìn)行焊接使底板一次合格達(dá)到100%，避免因返修及報廢造成的材料及人力物力的浪費。每列車節(jié)省材料費3 500×8=28 000元;每列車節(jié)省人工工時費及后續(xù)調(diào)修費8×3 h×4（人）×15=1 440元;每列車節(jié)省附料（氣體、打磨片、清洗劑）費用等約200元;總共每列車節(jié)省約3萬元。本方案同樣適用于標(biāo)動其他雙軸肩部件（平頂、高壓箱底板、隔墻等）的焊接生產(chǎn)，按中車唐山公司往年訂單，每年可節(jié)省至少100萬元以上。

使用“ 正反雙螺旋形 ”的攪拌針焊接后形成優(yōu)質(zhì)接頭的重要原因是對對接間隙有較大的允許值。圖9a中上下軸肩壓入量均為0.05 mm，焊接前預(yù)置0.2 mm的對接間隙，焊接參數(shù)選用轉(zhuǎn)速700 r/min、焊速120 mm/min，得到了優(yōu)質(zhì)的焊接接頭。圖9b增大了上軸肩壓入量，達(dá)0.2 mm，焊接參數(shù)選用轉(zhuǎn)速500 r/min、焊速160 mm/min，在較高的軸肩下壓量下，仍然獲得了無缺陷的焊接接頭。由于螺紋形攪拌針的設(shè)計極大增加了焊縫區(qū)金屬的流動性，“ 正反雙螺旋形 ”攪拌針在解決弱連接問題的同時，有效解決了孔洞缺陷的產(chǎn)生，拓寬了焊接工藝窗口。

3 結(jié)論

（1）正常斷裂“ 之 ”形線實質(zhì)是鋁合金型材對接面上的氧化膜在攪拌頭作用下破碎后偏聚的結(jié)果，“ 之 ”形線上還存在少量AlSi結(jié)晶相;力學(xué)性能結(jié)果表明，“ 之 ”形線不是力學(xué)性能的薄弱區(qū);當(dāng)接頭不存在孔洞缺陷時，斷裂出現(xiàn)在前進(jìn)側(cè)靠近焊核外的熱影響區(qū)，抗拉強度超過200 MPa;當(dāng)接頭存在孔洞缺陷時，接頭性能由缺陷的尺寸和形態(tài)決定。

（2）造成異常斷裂的根本原因是“ 之 ”形線上出現(xiàn)虛接，其抗拉強度僅為母材的30%左右，這是因為在長距離的焊接過程中，攪拌頭前方的未焊材料受攪拌頭的作用存在較大的橫向拉伸應(yīng)力，在工裝側(cè)頂力不足的情況下，會造成實際間隙超標(biāo)。

（3）相較于“ 三棱錐 ”攪拌針，采用“ 正反雙螺旋 ”攪拌針極大增強了焊縫區(qū)域金屬的流動性，充分解決了因攪拌不充分導(dǎo)致的“ 孔洞 ”缺陷，同時解決了弱連接的問題，使底板一次合格率達(dá)到100%，避免因返修及報廢造成的材料及人力物力的浪費。

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