高速列車鋁合金車體枕梁攪拌摩擦焊接頭殘余應力分布特征

陳東方，楊 蔚，金 成，史春元

（1.中車青島四方機車車輛股份有限公司，山東青島266111；2.大連交通大學材料科學與工程學院，遼寧大連116028）

高速列車鋁合金車體枕梁攪拌摩擦焊接頭殘余應力分布特征

陳東方1，楊 蔚2，金 成2，史春元2

（1.中車青島四方機車車輛股份有限公司，山東青島266111；2.大連交通大學材料科學與工程學院，遼寧大連116028）

采用超聲波法對鋁合金枕梁部件攪拌摩擦焊（FSW）接頭和熔化極氣保護焊（MIG）接頭分別進行了殘余應力測量。結果表明，FSW固相焊接頭的縱向應力和橫向應力均為拉伸殘余應力，其中縱向應力水平遠高于橫向應力。縱向應力在FSW焊縫兩側呈不對稱分布特征，在攪拌頭的前進側應力值較高，而在返回側應力值較低，最高應力位于前進側的軸肩作用邊緣處。MIG熔化焊接頭在焊縫及近縫區的縱向應力和橫向應力也為拉伸殘余應力，且在MIG焊縫兩側呈對稱分布特征，其中縱向應力高于橫向應力，最高應力位于焊縫及熱影響區。

鋁合金枕梁；攪拌摩擦焊；殘余應力

0 前言

高速列車鋁合金車體枕梁主要采用A7N01型材和板材通過熔化極氣保護焊（MIG）焊接而成。鋁合金MIG熔焊后存在較大的殘余應力，最大拉應力出現在焊縫及其近縫區[1-2]，而Al-Zn-Mg系A7N01鋁合金具有較高的應力腐蝕裂紋敏感性[3]，因此研究采用非熔化焊方法來降低鋁合金車體的焊接殘余應力。

攪拌摩擦焊具有焊接變形小、接頭質量高、力學性能好、節能環保等特點。與普通熔化焊相比，由于攪拌摩擦焊過程中熱輸入低，可以得到比熔化焊接頭低的殘余應力[4]。但是，在攪拌摩擦焊接過程中，為防止焊件與工作臺之間的相對運動和焊件變形，需要通過剛性夾具對焊件施加很大的約束力。約束力可以阻止焊核及焊縫兩側的焊接熱影響區產生的冷卻收縮，導致焊縫和熱影響區產生殘余應力[5]。

枕梁結構是高速列車鋁合金車體結構中重要的承載部件，目前未見有關枕梁結構FSW殘余應力分布的報導，因此分析枕梁攪拌摩擦焊殘余應力及其分布對優化焊接工藝方法，提高鋁合金枕梁焊接接頭抵抗應力腐蝕開裂能力具有重要意義。

1 實驗方法

1.1 實驗材料

鋁合金枕梁模擬結構主要由兩個具有正方形橫截面的A7N01S-T5鋁合金型材（其中上平面厚度10 mm、下平面厚度15 mm）分別與厚度6.0 mm的上蓋板和厚度15 mm的下蓋板A7N01P-T4鋁合金板材通過焊接而成，如圖1所示。

圖1 枕梁模擬結構及焊縫分布示意

1.2 實驗方法

為了比較不同焊接方法的殘余應力分布特點，試驗用模擬枕梁分別采用FSW固相焊和MIG熔化焊按現場焊接工藝規范進行施焊。

殘余應力測量方法采用超聲波法。超聲波應力檢測法是一種靈敏度高、準確性好、可操作性強的無損檢測方法。應力測量時，將超聲晶片置于焊件待測部位的指定位置，用電信號激勵晶片產生超聲波，通過測量聲速的變化即可感知焊件內部的應力情況。

根據枕梁結構特點，殘余應力測量位置選定7條對稱分布的應力測量線，并用平均應力進行表征。

2 實驗結果和分析

2.1 FSW接頭殘余應力分布

枕梁型材與上蓋板和下蓋板之間的FSW焊縫寬度分別為18 mm和34 mm，將沿著垂直焊縫方向7條測量線上的FSW接頭殘余應力測量結果取其平均值繪制的平均殘余應力分布如圖2、圖3所示。

由圖2、圖3可知，FSW接頭的縱向殘余應力和橫向殘余應力都是拉伸殘余應力。在攪拌頭軸肩直接作用區（即焊縫及熔合區），縱向殘余應力比橫向殘余應力大得多，這表明縱向殘余應力是攪拌摩擦焊的主要殘余應力。觀察殘余應力分布特征，縱向殘余應力在焊縫兩側呈不對稱分布，在攪拌頭的前進側應力值較高，而在返回側應力值較低，縱向殘余應力峰值位于前進側的軸肩作用邊緣即焊縫熔合線處。

根據文獻[4]，FSW縱向殘余應力分布不對稱的原因主要是在攪拌摩擦焊接過程中，焊接區各部分受到的熱作用、機械約束作用以及冷卻速度不同所造成的。在前進側，軸肩的線速度與焊接方向相同形成疊加效應，使得軸肩與接頭材料之間的相對運動速度較大；而在后退側，軸肩的線速度與焊接方向相反，因此軸肩與接頭材料之間的相對運動速度較小。這種相對運動速度的不同，使得焊縫兩側的受力狀態和熱輸入量均有較大差異，從而導致殘余應力分布的不對稱性。

圖2 枕梁型材與上蓋板FSW接頭殘余應力分布

圖3 枕梁型材與下蓋板FSW接頭殘余應力分布

對于上蓋板FSW-UA接頭，縱向殘余應力峰值位于攪拌頭前進側的焊縫熔合線上，統計沿7條測量線的最高殘余應力，沿著焊縫長度方向的最高應力峰值為183～210 MPa。同樣，上蓋板FSW-UB接頭的最高應力峰值也集中在前進側熔合線上，最高應力峰值為186～207 MPa。鋁合金焊接接頭殘余應力一般為其屈服強度的0.6～0.8倍。鋁合金母材的屈服強度RP0.2=257.2 MPa，由此計算出上蓋板FSW殘余拉應力峰值范圍為A7N01材料屈服強度的71.2％～81.6％。

下蓋板FSW殘余應力也是以縱向殘余應力為主，縱向殘余應力峰值出現在軸肩前進側熔合線處，其中下蓋板FSW-DA接頭殘余應力峰值為153～ 198 MPa，下蓋板FSW-DB接頭殘余應力峰值為110～ 183 MPa。可見，殘余拉應力峰值范圍為A7N01屈服強度的42.8％～77％。

與焊縫寬度為18 mm的上蓋板FSW接頭殘余應力呈單峰分布特征不同的是，焊縫寬度為34 mm的下蓋板FSW接頭殘余應力呈非對稱的M型雙峰分布特征，最大應力值出現在前進側的焊縫熔合邊界上，而焊縫中心線處因焊縫寬度較大，兩側母材對塑性狀態的焊縫金屬拘束程度降低，從而使焊縫拉伸殘余應力得以部分松弛所致。

2.2 MIG接頭殘余應力分布

枕梁型材分別與上蓋板和下蓋板之間的MIG焊縫寬度分別為10 mm和25 mm，將沿著垂直焊縫方向7條測量線上的殘余應力測量結果取其平均值繪制平均殘余應力分布如圖4、圖5所示。

由圖4可知，枕梁型材與上蓋板之間的兩條相互平行的焊接接頭的縱向殘余應力和橫向殘余應力都是拉伸殘余應力，在焊縫中心線的兩側呈對稱分布特征。殘余應力的高應力區集中于焊縫及熱影響區，且縱向應力大于橫向應力。最高縱向殘余應力和橫向殘余應力都位于焊縫中心線上，其中沿著上蓋板MIG-UA焊縫長度方向的縱向殘余應力峰值為199～234 MPa，橫向殘余應力峰值為145～ 185 MPa；沿著上蓋板MIG-UB焊縫長度方向的縱向殘余應力峰值為201～231 MPa，橫向殘余應力峰值為177～183MPa。縱向應力為母材屈服強度的77.4％～ 91％，橫向應力為母材屈服強度的56.4％～71.9％。顯然，最大縱向殘余應力峰值接近AN701母材的屈服極限。

圖4 枕梁型材與上蓋板MIG接頭殘余應力分布

圖5 枕梁型材與下蓋板MIG接頭殘余應力分布

由圖5可知，當MIG焊縫寬度均為25 mm時，接頭的縱向殘余應力和橫向殘余應力在焊縫兩側呈對稱分布特征，且縱向殘余應力值大于橫向殘余應力值。隨著距焊縫中心線的距離增加，縱向應力和橫向應力均逐漸減小，但縱向殘余應力均為拉應力，而橫向殘余應力則逐漸轉變為壓應力。高應力區仍位于焊縫及熱影響區，但最高縱向殘余應力和橫向殘余應力都集中在熔合線上，而不是在焊縫中心。經計算可知，沿著下蓋板MIG-DA焊縫長度方向的縱向殘余應力峰值為213～252 MPa，橫向殘余應力峰值為153～186 MPa；沿著下蓋板MIG-DB焊縫長度方向的縱向殘余應力峰值為222～252 MPa，橫向殘余應力峰值為111～186 MPa。縱向應力達到母材屈服強度的82.8％～98％，橫向應力達到母材屈服強度的43.2％～72.3％。最大縱向殘余拉應力峰值已接近AN701母材的屈服極限。

由此可見，由于實際構件的拘束度比較大，在MIG焊條件下，枕梁型材與上、下蓋板的熔焊接頭縱向殘余應力峰值都接近甚至基本達到其母材的屈服極限。與MIG焊接頭的高殘余應力值相比，FSW接頭的最高應力峰值下降約20％。

3 結論

（1）枕梁攪拌摩擦焊（FSW）接頭縱向殘余應力和橫向殘余應力均為拉伸殘余應力，其中縱向應力水平遠高于橫向應力，可見縱向殘余應力是攪拌摩擦焊的主要殘余應力。

（2）FSW接頭縱向殘余應力在焊縫兩側呈不對稱分布，在攪拌頭的前進側殘余應力值較高，返回側殘余應力值相對較低，最高殘余應力位于前進側的軸肩作用邊緣即焊縫熔合界面處。

（3）枕梁熔化極氣保護焊（MIG）在焊縫、熱影響區及附近范圍內的縱向殘余應力和橫向殘余應力均為拉伸殘余應力，其中縱向拉應力值大于橫向拉應力值。

（4）MIG熔焊接頭縱向殘余應力和橫向殘余應力在MIG焊縫兩側呈對稱分布特征，最高殘余應力位于焊縫及熱影響區。

（5）與MIG焊接頭相比，FSW接頭的縱向峰值應力值平均低約20％，而橫向峰值應力值平均下降50％以上。

[1]茍國慶，于金朋．鋁合金車體結構焊接殘余應力研究[J]．電焊機，2011，41（11）：35-38.

[2]洪曉祥．高速列車鋁合金車體焊接構件殘余應力數值模擬[D]．四川：西南交通大學，2011.

[3]江超，陳輝.高速列車車體鋁合金抗應力腐蝕性能[J].西南交通大學學報，2013，48（3）：505-506.

[4]李亭，史清宇，李紅克，等.鋁合金攪拌摩擦焊接頭殘余應力分布[J].焊接學報，2007，28（6）：105-109.

[5]Saliha Gachia，Farid Belahceneb1，Fouad Boubenider.Residual stresses in AA7108 aluminium alloy sheets joined by friction stir welding[J].Nondestructive Testing and Evaluation，2009，24（3）：301-309.

Residual stress distribution characteristics of friction stir welding joints on aluminum alloy body bolster of high speed vehicle

CHEN Dongfang1，YANG Wei2，JIN Cheng2，SHI Chunyuan2
（1.CSR Qingdao Sifang Locomotive and Rolling Stock Co.，Ltd.，Qingdao 266111，China；2.School of Materials Science and Engineering，Dalian Jiaotong University，Dalian 116028，China）

Residual stress are measured by ultrasonic inspection on the friction stir welding（FSW）joints and MIG welding joints on aluminum body bolster of high speed vehicle respectively.Results show that both longitudinal and transversal stresses of solid phase FSW joints are tensile residual stress.The level of longitudinal residual stress is far higher than that of transversal stress.Longitudinal stress distributes asymmetrically in each side of FSW welds.The stress value is higher on the advancing side of FSW head，while is lower on the retreating side.The maximum stress is measured on the shoulder edge of the advancing side.The longitudinal and transversal stresses are also tensile residual stress in the MIG welded joints，and symmetrically distribute in the two sides.The longitudinal residual stress is higher than transversal stress and the maximum stress is measured in the weld and heat affected zone.

aluminum body bolster；friction stir welding；residual stress

TG404

A

1001－2303（2016）06－0062-05

10.7512/j.issn.1001-2303.2016.06.13

2016-02-12；

2016-02-20

陳東方（1986—），男，山東鄆城人，工程師，碩士，主要從事焊接數值模擬方面的研究工作。