厚板鋁合金搭接攪拌摩擦焊組織及力學(xué)性能分析

上海航天設(shè)備制造總廠(200245)

朱小剛 王聯(lián)鳳 孫 靖 程靈鈺

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厚板鋁合金搭接攪拌摩擦焊組織及力學(xué)性能分析

上海航天設(shè)備制造總廠(200245)

朱小剛 王聯(lián)鳳 孫 靖 程靈鈺

對(duì)15.0 mm厚7N01鋁合金進(jìn)行了搭接攪拌摩擦焊連接，對(duì)搭接接頭進(jìn)行了顯微組織、顯微硬度、抗剪以及疲勞性能測(cè)試。研究結(jié)果表明，采用攪拌針長(zhǎng)度為17 mm的攪拌頭搭接接頭抗剪性能最佳，抗剪強(qiáng)度為245 MPa；搭接接頭微觀組織與對(duì)接接頭相比并無較大差異，但在結(jié)合面處形成了“虎克缺陷”和“冷搭缺陷”；搭接接頭在摩擦熱的作用下形成了一定的軟化區(qū)，位于前進(jìn)側(cè)和后退側(cè)的熱影響區(qū)；焊核區(qū)的硬度在厚度方向上存在一定的差異性；當(dāng)N=1×106次時(shí)，7N01(15.0 mm)鋁合金搭接攪拌摩擦焊接頭的條件疲勞極限為54.85 MPa，為母材的40.4%。

搭接攪拌摩擦焊 疲勞極限 顯微硬度 冷搭缺陷

0 序 言

在高速列車以及航空航天領(lǐng)域，搭接接頭是關(guān)鍵的連接形式之一，如動(dòng)車組枕梁與中心板之間的連接目前采用MIG角焊縫進(jìn)行連接。然而，MIG角焊縫易于產(chǎn)生較大的殘余應(yīng)力，極易產(chǎn)生裂紋。搭接攪拌摩擦焊技術(shù)為枕梁與中心板之間的連接提供了一種新方法。目前，國(guó)內(nèi)外相關(guān)研究機(jī)構(gòu)在攪拌摩擦焊方面的研究主要集中在對(duì)接接頭方面，但是對(duì)厚板搭接攪拌摩擦焊接頭的性能研究甚少[1-5]。

文中對(duì)厚為15.0 mm的7N01鋁合金進(jìn)行了搭接攪拌摩擦焊焊接工藝以及力學(xué)性能試驗(yàn)，研究了攪拌針長(zhǎng)度對(duì)搭接接頭的抗剪性能影響規(guī)律、典型搭接接頭的微觀組織、硬度分布以及疲勞性能，為厚板搭接攪拌摩擦焊技術(shù)在高速列車、航空以及航天制造中的推廣應(yīng)用提供重要理論和科學(xué)依據(jù)[1]。

1 試驗(yàn)材料與方法

搭接攪拌摩擦焊試驗(yàn)在靜龍門式二維攪拌摩擦焊設(shè)備(HTJM15-100-2)上進(jìn)行；采用的攪拌工具為包括4種不同攪拌針長(zhǎng)度的攪拌頭，如圖1所示，其原理如圖2所示，螺距為2 mm。試驗(yàn)采用厚度為15.0 mm的7N01鋁合金板材，其化學(xué)成分見表1。工藝研究方案如下：

圖1 攪拌工具

圖2 搭接攪拌摩擦焊原理示意圖

(1)攪拌針長(zhǎng)度優(yōu)化設(shè)計(jì)，設(shè)計(jì)4種長(zhǎng)度的攪拌頭，攪拌針長(zhǎng)度T為15.5 mm，16.0 mm，17.0 mm和18.0 mm。在工藝參數(shù)一定的情況下，即旋轉(zhuǎn)速度500 r/min,焊接速度80 mm/min,攪拌頭傾角為2.5°,軸肩壓入深度0.3 mm。以試件接頭的抗剪性能以及攪拌壓入深度為標(biāo)準(zhǔn)，評(píng)價(jià)攪拌頭性能的優(yōu)劣，選出最優(yōu)的攪拌針長(zhǎng)度。

(2)在獲得最優(yōu)攪拌針長(zhǎng)度的攪拌頭基礎(chǔ)上，采用第一步的工藝參數(shù)進(jìn)行搭接攪拌摩擦焊試驗(yàn)，并對(duì)搭接接頭進(jìn)行宏觀與微觀組織分析、抗剪試驗(yàn)、硬度試驗(yàn)以及疲勞試驗(yàn)。

焊前鋁板用酒精擦拭，去除油污等雜質(zhì)。焊接完成之后，沿垂直于焊縫的方向切割試樣，在Observer D1M和Discovery V20光鏡下進(jìn)行微觀組織分析；抗剪試樣和疲勞試樣參照GB/T 26957—2011《金屬材料焊縫破壞性試驗(yàn)十字接頭和搭接接頭拉伸試樣方法》進(jìn)行加工，形狀尺寸如圖3所示。拉伸試驗(yàn)在CMT5305型萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行；在HXS-1000A 型顯微硬度計(jì)上測(cè)量焊縫區(qū)顯微硬度分布。疲勞試驗(yàn)在國(guó)產(chǎn)GPS300高頻疲勞試驗(yàn)機(jī)試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行,應(yīng)力比r=0.1，加載頻率為90 Hz，加載方式為軸向拉-拉疲勞。

表1 7N01鋁合金化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)

圖3 搭接攪拌摩擦焊試件尺寸

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 攪拌針長(zhǎng)度優(yōu)化設(shè)計(jì)及工藝研究

對(duì)于搭接攪拌摩擦焊接頭而言，其抗剪強(qiáng)度可表示為：

(1)式中：Fmax表示為搭接接頭最大抗剪力；B表示為搭接接頭試樣寬度；L代表上板與下板之間的搭接長(zhǎng)度。

由圖4可以看出，隨著攪拌針長(zhǎng)度的增加，上、下板之間的搭接寬度和扎入下板的深度隨之而增加。由表2可以看出，采用不同長(zhǎng)度攪拌針攪拌頭搭接接頭的抗剪性能隨著攪拌針長(zhǎng)度的增加呈先增大后減小的變化趨勢(shì)。當(dāng)攪拌針長(zhǎng)度為17 mm時(shí)，搭接接頭的抗剪性能最佳，最大抗剪力為93.16 kN，抗剪強(qiáng)度為245 MPa，攪拌針扎入下板深度為1.98 mm。

圖4 不同攪拌針長(zhǎng)度的接頭宏觀形貌

2.2 搭接接頭顯微組織及缺陷分析

圖5a為搭接接頭宏觀形貌，圖5b為焊核區(qū)主要由均勻細(xì)小的等軸晶組成，屬于典型動(dòng)態(tài)再結(jié)晶組織，這是在高溫和劇烈的塑性變形綜合作用下的結(jié)果。圖5c和圖5e為熱機(jī)影響區(qū)典型組織，位于焊核區(qū)和熱影響區(qū)之間，該區(qū)存在部分塑性變形且受到熱循環(huán)作用，但由于變形應(yīng)變不足，熱機(jī)影響區(qū)并沒有形成再結(jié)晶等軸晶粒，此外前進(jìn)側(cè)焊核區(qū)和熱機(jī)影響區(qū)過渡線較為明顯，而后退側(cè)的過渡線較模糊，這主要是因?yàn)榍斑M(jìn)側(cè)的焊縫金屬與母材金屬塑性流動(dòng)方向相反，使母材金屬與焊縫金屬之間存在很大的相對(duì)變形差，這與宏觀形貌相同。圖5d為后退側(cè)熱影響區(qū)，圖5f為前進(jìn)側(cè)熱影響區(qū)，熱影響區(qū)由于受到熱循環(huán)的作用，晶粒長(zhǎng)大較為明顯。圖5g為母材區(qū)，由于未經(jīng)受熱力作用，組織仍然呈板條狀分布，可以看到明顯的變形纖維組織，有明顯的“擠壓效應(yīng)”。這種組織具有更好的抗應(yīng)力腐蝕的能力，當(dāng)然還可以看到少量不溶于基體的顆粒，這些主要是由于不溶于基體的Fe，Mn等元素與Al等元素形成的化合物。“冷搭缺陷”(圖5h)和“虎克缺陷”(圖5i)對(duì)于搭接攪拌摩擦焊技術(shù)而言是無法避免的，這是由攪拌摩擦焊自身的工藝特點(diǎn)所決定的。在焊接過程中，塑性金屬主要是圍繞攪拌針做軸向流動(dòng)，而在焊縫厚度方向上流動(dòng)較少，上、下板結(jié)合面處的材料流動(dòng)與混合有限，在焊核區(qū)的上、下板結(jié)合面處存在一些黑色不規(guī)則形狀的曲線，稱之為“冷搭缺陷”。該缺陷的形成與界面處氧化層破碎不充足有關(guān)，這也是導(dǎo)致在拉伸試驗(yàn)時(shí)最終均沿結(jié)合面處斷裂的主要原因。在搭接攪拌摩擦焊過程中，攪拌針穿透上板，扎入下板，從而在上、下板的結(jié)合面處形成尖銳的缺口，即“虎克缺陷”，此處形成了較為嚴(yán)重的應(yīng)力集中，這是導(dǎo)致疲勞斷裂的主要原因。

表2 采用不同攪拌針長(zhǎng)度的攪拌頭搭接接頭性能

圖5 搭接接頭各區(qū)微觀照片及缺陷

2.3 接頭硬度分布

由圖6可以看出，對(duì)于15 mm 7N01鋁合金搭接攪拌摩擦焊接頭，母材硬度約為HV 105。對(duì)于上板距焊縫表面處，隨著距焊縫中心距離的增加，兩側(cè)的維氏硬度值呈現(xiàn)出一定程度的降低，在距焊縫中心5 mm(前進(jìn)側(cè)，處于焊核區(qū)但靠近熱機(jī)影響區(qū))處和距焊縫中心10 mm(后退側(cè)，熱影響區(qū))處，硬度達(dá)到最小值，分別為HV 98.5和HV 101.2；焊核區(qū)平均硬度值為HV 103。對(duì)于上板靠近結(jié)合面處，隨著距焊縫中心距離的增加，兩側(cè)的維氏硬度值變化趨勢(shì)完全不同，前進(jìn)側(cè)的硬度值呈減小的趨勢(shì)，在距焊縫中心10 mm(前進(jìn)側(cè)，處于熱影響區(qū))處硬度值達(dá)到最小為HV 95；后退側(cè)的硬度值呈增大的趨勢(shì)，在距焊縫中心9 mm(后退側(cè))處硬度值達(dá)到最大為HV 111.6，緊接著又急劇減小，在距焊縫中心10 mm(后退側(cè))處硬度值達(dá)到最小為HV 105.3，繼而又隨著增加，直接增加至母材硬度；焊核區(qū)平均硬度為HV 101.9。對(duì)于下板靠近結(jié)合面處，在距焊縫中心7 mm(前進(jìn)側(cè)，處于熱影響區(qū))處硬度值達(dá)到最小為HV 100.1，在距焊縫中心7 mm(后退側(cè)，熱影響區(qū))處硬度值達(dá)到最小為HV 101.6；焊核區(qū)平均硬度為HV 103.8。由此可以看出，搭接接頭存在一定的軟化現(xiàn)象，硬度軟化區(qū)位于前進(jìn)和后退兩側(cè)的熱影響區(qū)；此外，焊核區(qū)的硬度變化呈現(xiàn)出波浪形變化，尤其是上板靠近焊縫表面處，主要是該區(qū)域組織存在一定的不均勻性。

圖6 搭接接頭硬度分布對(duì)比

2.4 疲勞性能分析

對(duì)于搭接接頭而言，疲勞載荷的名義應(yīng)力S與疲勞壽命N關(guān)系可表示為：

SmN=C

(2)

式中：C，m為常數(shù)[6]。

將疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)在雙對(duì)數(shù)坐標(biāo)系下進(jìn)行直線擬合，將式(2)以雙對(duì)數(shù)表達(dá)為式(3)，擬合結(jié)果如圖7所示。擬合的lgS和lgN關(guān)系式如式(4)所示。

lgS=A-BlgN

(3)

式中：A，B為擬合常數(shù)。

lgS=3.234 4-0.249 2lgN

(4)

圖7 7N01鋁合金FSW搭接S-N曲線圖

由式(4)可以計(jì)算得出，當(dāng)N=1×106次時(shí)，條件疲勞極限為54.85 MPa，7N01鋁合金母材N=1×106次時(shí)對(duì)應(yīng)的條件疲勞極限為135.8 MPa，搭接接頭疲勞強(qiáng)度為母材的40.4%。

3 結(jié) 論

(1)攪拌針長(zhǎng)度是影響搭接攪拌摩擦焊性能的重要因素，當(dāng)攪拌針長(zhǎng)度為17.0 mm時(shí)，搭接接頭的抗剪性能最佳，最大抗剪力為93.16 kN，抗剪強(qiáng)度為245 MPa，攪拌針扎入下板深度為1.98 mm。

(2)搭接攪拌摩擦焊接頭各區(qū)微觀組織與對(duì)接接頭并無較大差異，但搭接接頭在上下板結(jié)合面處存在“虎克缺陷”和“冷搭缺陷”，這是導(dǎo)致搭接接頭拉伸失效和疲勞失效的主要原因。

[][]

(3)搭接接頭在摩擦熱的作用下形成了一定的軟化區(qū)，位于前進(jìn)側(cè)和后退側(cè)的熱影響區(qū)；由被焊板較厚，因此焊核區(qū)的硬度在厚度方向上存在一定的差異性。

(4) 通過疲勞試驗(yàn)，建立了7N01(15 mm)鋁合金的S-N曲線，從而可以預(yù)測(cè)在規(guī)定疲勞壽命下所能承受的條件疲勞極限或是在規(guī)定疲勞載荷下的疲勞壽命；當(dāng)N=1×106次時(shí)，7N01(15 mm)鋁合金的條件疲勞極限為54.85 MPa，為母材的40.4%。

[1] 徐效東，楊新岐，周 光，等.鋁合金2024-T4搭接攪拌摩擦焊接頭組織與性能分析[J].航空材料學(xué)報(bào)，2012，32(3)：51-56.

[2] 徐效東.鋁合金搭接攪拌摩擦焊焊縫組織特征與疲勞斷裂行為研究[D].天津:天津大學(xué)碩士學(xué)位論文，2011.

[3] 何 如.高速列車鋁合金焊接接頭疲勞性能研究[D].北京:北京交通大學(xué)碩士學(xué)位論文，2008.

[4] 朱小剛，王聯(lián)鳳，喬鳳斌，等.5A06鋁合金非填充式攪拌摩擦點(diǎn)焊顯微組織及力學(xué)性能分析[J].焊接，2014(11)：28-32.

[5] 張欣盟，楊景宏，王春生，等.攪拌摩擦焊技術(shù)及其應(yīng)用發(fā)展[J].焊接，2011(1)：29-32.

[6] 楊新岐，欒國(guó)紅，許海生，等.鋁合金攪拌摩擦與MIG焊接接頭疲勞性能對(duì)比試驗(yàn)[J].焊接學(xué)報(bào)，2006，27(4)：1-4.

2015-09-07

TG453

朱小剛，1986年出生，碩士，工程師。 主要從事攪拌摩擦(點(diǎn))焊以及金屬增材制造等方面的研究工作，已發(fā)表論文10余篇，已申請(qǐng)專利11項(xiàng)。