不同偏移量對6005A-T6對搭接攪拌摩擦焊接頭力學(xué)性能及疲勞性能的影響

劉 洋，許鴻吉，秦志恒

大連交通大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，遼寧 大連 116028

0 前言

隨著我國軌道交通裝備制造水平的不斷提高，對高速軌道列車的車體制造材料有了更高的要求，制造輕量化、更加節(jié)能環(huán)保的高速列車勢在必行［1］。鋁合金現(xiàn)已廣泛應(yīng)用于高速列車車體制造中，使用傳統(tǒng)熔化焊接方式不僅會產(chǎn)生各種難以根除的焊接缺陷，如氣孔、未焊透、夾雜以及接頭軟化等，而且較大的熱輸入還增大鋁合金焊接結(jié)構(gòu)的整體變形，最終增加企業(yè)在焊縫檢測和裝配精度控制方面投入的成本。攪拌摩擦焊（Friction Stir Welding，F(xiàn)SW）作為一種熱輸入量較少的固相連接方法，相較于傳統(tǒng)焊接方式可以有效避免鋁合金焊接接頭軟化的問題并同時減小焊接變形，已被廣泛應(yīng)用于鋁合金焊接中［2-5］。

目前已有許多攪拌摩擦焊接頭的力學(xué)性能和疲勞性能的研究成果。Tsutomu Tanaka等［6］研究了低碳鋼與A7075-T6鋁合金的平板對接FSW，發(fā)現(xiàn)接頭強(qiáng)度隨著焊接界面上金屬間化合物（IMC）厚度的減少而增加，在拉伸試驗中，沒有焊縫在鋁基金屬中失效，鋼和鋁之間的表面界面強(qiáng)度低于A7075-T6合金的接頭強(qiáng)度。Yazdipour等［7］用FSW對5083-H321鋁合金和316 L不銹鋼進(jìn)行平板對接試驗，研究了轉(zhuǎn)速、偏移量和攪拌頭旋轉(zhuǎn)方向?qū)宇^強(qiáng)度的影響，結(jié)果表明偏移量對接頭強(qiáng)度的影響十分顯著。Masoumeh Pouralia［8］和 Dehghani［9］分別研究了 FSW參數(shù)對IMC形成的影響，認(rèn)為形成的IMC對焊接強(qiáng)度沒有損害，一些缺陷如空隙是導(dǎo)致焊接強(qiáng)度下降的原因。Sun等［10］對7075鋁合金FSW接頭的力學(xué)性能和疲勞性能進(jìn)行分析，并研究了不同應(yīng)力比下的斷裂位置。

基于為企業(yè)生產(chǎn)和結(jié)構(gòu)設(shè)計與評估提供數(shù)據(jù)基礎(chǔ)的目的，本文針對不同偏移量對FSW接頭力學(xué)性能及疲勞性能的影響進(jìn)行了重點(diǎn)研究。對6005AT6中空鋁型材進(jìn)行攪拌摩擦焊工藝試驗，制備不同偏移量缺陷的焊接試件，通過拉伸、掃描、恒定載荷下的疲勞試驗研究不同偏移量的對FSW接頭力學(xué)性能及疲勞性能的影響。

1 試驗材料及方法

試驗材料為4.5 mm厚度的6005A-T6中空鋁型材板，尺寸500 mm×300 mm×4 mm，供貨狀態(tài)為T6態(tài)，其化學(xué)成分和力學(xué)性能如表1、表2所示。采用航天工程裝備有限公司HT-JM20×8/2型攪拌摩擦焊機(jī)，攪拌頭形狀為單軸肩反螺紋攪拌頭，軸肩直徑12 mm，攪拌針長度4.2 mm，攪拌頭傾角為2°。焊縫接頭形式為典型的對搭接接頭，焊縫形式為4Π，如圖1所示。為避免因下壓量造成的焊縫減薄對力學(xué)性能的影響，焊縫位置處設(shè)計有2 mm厚的凸臺，焊前使用丙酮擦拭焊縫接口，去除油污及雜質(zhì)。

表1 6005A-T6鋁合金的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%）Table 1 Chemical composition of 6005A-T6 aluminum alloy（wt.%）

表2 6005A-T6力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of 6005A-T6 aluminum alloy

圖1 攪拌摩擦焊接頭形式Fig.1 Friction stir welded joint form

理論上焊前需要將攪拌針對準(zhǔn)接頭的中心線，但在實際生產(chǎn)過程中，攪拌針會不可避免地向前進(jìn)側(cè)（AS）或者后退側(cè)（RS）發(fā)生偏移，造成攪拌針無法對齊焊縫中心線。其次，在焊接過程中如果出現(xiàn)焊接變形以及夾具設(shè)計不合理，也可能導(dǎo)致攪拌針無法對齊焊縫中心線造成偏移。本次試驗通過設(shè)計不同方向的偏移量，判斷不同尺寸和不同方向的偏移量對焊縫力學(xué)性能以及疲勞性能的影響。焊 前不倒角、不打磨，焊接工藝參數(shù)如表3所示。

表3 攪拌摩擦焊工藝參數(shù)Table 3 Friction stir welding parameters

焊接完成后，根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)ISO4136-2001在WDW-300 kN型電子萬能試驗機(jī)上進(jìn)行拉伸試驗，拉伸速度為5 mm/min。拉伸試件尺寸如圖2所示。恒定載荷脈動拉伸疲勞試驗在PLG-100型微機(jī)控制高頻疲勞試驗機(jī)上進(jìn)行，疲勞試驗機(jī)技術(shù)規(guī)格為：負(fù)荷精度±1%，動負(fù)荷平均波動度±1%，動負(fù)荷振幅波動度±2%。試驗循環(huán)應(yīng)力比R=0.1，指定循環(huán)壽命取l×107次，指定疲勞強(qiáng)度為55 MPa，疲勞試件如圖3所示。拉伸和疲勞試驗完成后，采用JEOL-6360LV型SEM掃描電鏡對拉伸及疲勞斷口進(jìn)行掃描。

圖2 拉伸試件尺寸示意Fig.2 Schematic of the tensile specimen dimension

圖3 疲勞試件尺寸示意Fig.3 Schematic of the dimension of the fatigue specimen

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 拉伸試驗及斷口形貌分析

6種軸向偏移尺寸下的接頭抗拉強(qiáng)度如表4所示，柱狀圖如圖4所示。

表4 隧道接頭拉伸試驗結(jié)果Table 4 Tensile test results of tunnel joints

圖4 抗拉強(qiáng)度與偏移量關(guān)系Fig.4 Relationship between tensile strength and offset

可以看出，6種軸向偏移尺寸下的抗拉強(qiáng)度穩(wěn)定在（200±10）MPa范圍內(nèi)，表明這6種攪拌針軸向偏移尺寸對試件的抗拉強(qiáng)度值影響較小。此外，對于攪拌摩擦焊鋁合金接頭來說，接頭強(qiáng)度系數(shù)T=0.7可定義為合格。由表可知，6種軸向偏移尺寸下的試件對搭接接頭強(qiáng)度系數(shù)均高于0.7，接頭強(qiáng)度合格。值得指出的是，上述接頭失效位置均出現(xiàn)在HAZ附近，這是因為HAZ沒有攪拌針的機(jī)械攪拌作用且受到較多的焊接熱輸入，在焊接熱的作用下HAZ發(fā)生過時效現(xiàn)象，析出相長大，導(dǎo)致HAZ力學(xué)性能相對于其他區(qū)域顯著下降。文獻(xiàn)［7］指出，攪拌針的偏移造成異種金屬接頭處金屬間化合物厚度和成分發(fā)生改變，偏移量會對接頭強(qiáng)度有較為顯著的影響。但本試驗被焊材料為同種鋁合金，焊接過程中不會產(chǎn)生金屬間化合物，且攪拌頭轉(zhuǎn)速和焊接速度的合理匹配使得接頭處形成了有效連接，因此不同方向的小尺寸偏移對接頭抗拉強(qiáng)度影響不明顯。

采用JEOL-6360LV型SEM電鏡對斷口中心及邊緣進(jìn)行掃描，斷口微觀形貌如圖5所示。從30倍全貌可以看出，拉伸斷口表面呈纖維狀，未出現(xiàn)夾雜及焊接缺陷；對斷口局部位置放大至1 000倍可以看出，斷口中心及邊緣分布著密集排列的等軸韌窩，由此可以判斷，拉伸試件斷裂形式為韌性斷裂。

圖5 后退側(cè)軸向偏移3 mm試件拉伸斷口微觀形貌Fig.5 Microscopic morphology of the tensile fracture of the specimen with an axial offset of 3 mm on the receding side

2.2 疲勞試驗及斷口形貌分析

為節(jié)省試驗成本，取AS 3 mm和RS 1.8 mm兩種偏移量下的焊接接頭進(jìn)行疲勞試驗，并進(jìn)行斷口形貌分析。AS 3 mm的疲勞試驗結(jié)果如表5所示，斷裂試樣和斷口微觀形貌分別如圖6、圖7所示，RS 1.8 mm的疲勞試驗結(jié)果如表6所示，斷裂試樣和斷口微觀形貌如圖8、圖9所示。可以看出，當(dāng)最大載荷值為55 MPa時，兩種偏移量的10個試件在指定壽命內(nèi)均未失效，這表明該偏移量下的試件疲勞強(qiáng)度值高于55 MPa，而當(dāng)最大載荷為130 MPa時，試件在指定壽命內(nèi)出現(xiàn)斷裂，且斷裂位置在熱影響區(qū)和熔合線的結(jié)合處，這表明在高應(yīng)力下該位置的應(yīng)力集中較大，易于開裂。

圖6 AS 3.0 mm的斷裂試件Fig.6 Fracture specimen with AS 3.0 mm shoulder offset on the forward side

圖7 AS 3.0 mm大載荷下疲勞試驗斷口微觀形貌Fig.7 Microscopic morphology of the fatigue test fracture of the specimen with a 3 mm axial offset on the forward side under heavy load

圖8 RS 1.8 mm的斷裂試件Fig.8 Fracture specimen with a 1.8 mm shoulder offset on receding side

表5 AS 3.0 mm的疲勞試驗結(jié)果Table 5 Fatigue test results with AS 3.0 mm shoulder offset on the forward side

表6 RS 1.8 mm的疲勞試驗結(jié)果Table 4 Fatigue test results with RS 1.8 mm shoulder offset on the receding side

由圖7可以看出，試件斷口存在啟裂區(qū)以及擴(kuò)展區(qū)，且在此區(qū)域存在著清晰的疲勞輝紋。啟裂區(qū)位于試件表面靠近熱影響區(qū)一側(cè)，啟裂位置存在局部未填滿，造成啟裂位置在疲勞試驗過程中存在應(yīng)力集中現(xiàn)象。因此，疲勞試驗中試件斷裂位置位于此區(qū)域。斷口終斷區(qū)呈纖維狀，中心及邊緣分布著大量的大小不一的等軸韌窩，終斷區(qū)位置斷裂形式為韌性斷裂。

RS 1.8 mm疲勞斷口同樣存在啟裂區(qū)以及擴(kuò)展區(qū)，并且疲勞輝紋清晰可見。不同于AS 3.0 mm疲勞斷口，RS 1.8 mm未出現(xiàn)未填滿缺陷；由于熱影響區(qū)是整個焊接接頭最為薄弱的部分，因此，啟裂區(qū)位于此區(qū)域。斷口終斷區(qū)呈纖維狀且分布著大量大小不一的等軸韌窩，終斷區(qū)斷裂形式為韌性斷裂。

3 結(jié)論

（1）拉伸試驗結(jié)果表明：不同尺寸及不同方向偏移量對6005A-T6對搭FSW接頭抗拉強(qiáng)度影響不明顯，接頭的強(qiáng)度系數(shù)均高于0.7，拉伸性能良好。

（2）對AS 3 mm和RS 1.8 mm兩種工藝下的試件進(jìn)行疲勞試驗，結(jié)果表明：55 MPa恒定載荷下，兩組試件均未在指定壽命內(nèi)發(fā)生斷裂，可判定FSW接頭疲勞性能合格。

（3）斷口掃描試驗結(jié)果表明：拉伸斷口整體呈纖維狀，中心及邊緣分布著大量的等軸韌窩，可判定斷裂形式為典型的韌性斷裂；接頭疲勞斷口啟裂區(qū)位于試件熱影響區(qū)表面，擴(kuò)展區(qū)疲勞輝紋清晰，終斷區(qū)存在著大量韌窩，最終斷裂形式為韌性斷裂。