軸肩直徑對(duì)6061 鋁合金攪拌摩擦焊軸向力的影響

鄭延召，牛文濤，李小欣，張成聰，陳玉華，黃永德

（1.河南平高電氣股份有限公司，河南 平頂山 467001；2.南昌航空大學(xué) 江西省航空構(gòu)件成形與連接重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南昌 330000；3.上海航天設(shè)備制造總廠有限公司，上海 200245）

隨著攪拌摩擦焊工業(yè)化應(yīng)用的不斷推進(jìn)，由于其二維局限性，傳統(tǒng)龍門(mén)式攪拌摩擦焊已經(jīng)很難滿(mǎn)足日趨復(fù)雜的焊接要求[1]。機(jī)器人攪拌摩擦焊憑借其綠色環(huán)保、焊接效率高、接頭質(zhì)量好等特點(diǎn)成為了攪拌摩擦焊發(fā)展的新方向，機(jī)器人與攪拌摩擦焊相結(jié)合，將有利于攪拌摩擦焊的進(jìn)一步發(fā)展。在機(jī)器人攪拌摩擦焊接過(guò)程中，軸向力是機(jī)器人位姿調(diào)控、焊接質(zhì)量監(jiān)控的重要過(guò)程參數(shù)[2—3]，當(dāng)焊接軸向力過(guò)大時(shí)，機(jī)器人手臂會(huì)受到過(guò)量載荷而發(fā)生變形，從而縮短焊接壽命，同時(shí)也對(duì)接頭質(zhì)量產(chǎn)生一定的影響。Zhang Z 等[4]運(yùn)用了軟件分析等方法研究了焊接中所產(chǎn)生的軸向壓力，結(jié)果表明軸向壓力對(duì)攪拌頭受力以及接頭成形有重要影響，因此，如何減小焊接軸向力成為了機(jī)器人攪拌摩擦焊工程化應(yīng)用的主要問(wèn)題。毛育青等[5]采用了不同形狀的軸肩對(duì)鋁合金進(jìn)行攪拌摩擦焊接實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)表明軸肩形狀的改變對(duì)焊縫塑性金屬的流動(dòng)以及焊縫成形有重要影響；李寶華等[6]針對(duì)攪拌針的形狀進(jìn)行了研究，結(jié)果表明攪拌針形狀的改變會(huì)對(duì)焊縫塑性金屬的遷移產(chǎn)生影響，而在焊接過(guò)程中，由于軸肩與工件材料接觸并充分摩擦，軸肩與工件材料的摩擦面積決定了產(chǎn)熱的多少，因此攪拌頭軸肩直徑的大小影響攪拌摩擦焊產(chǎn)熱及軸向力的產(chǎn)生，選擇合適直徑軸肩的攪拌頭，對(duì)改善接頭性能，減小焊接軸向力具有重要作用。

1 試驗(yàn)

所用板材為250 mm×80 mm×5 mm 的6061 鋁合金，其化學(xué)成分如表1[1]所示。設(shè)計(jì)了3 種不同軸肩直徑的攪拌頭，軸肩形狀為平面型，表面均開(kāi)有阿基米德螺型花紋來(lái)增加軸肩對(duì)工件材料的驅(qū)動(dòng)力，攪拌頭具體尺寸參數(shù)如圖1 所示。

表1 6061 鋁合金板材化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Tab.1 Chemical composition of 6061 aluminum alloy sheet (mass fraction) %

圖1 攪拌頭尺寸參數(shù)Fig.1 Tool size parameters

所用設(shè)備為銑床改裝的攪拌摩擦焊機(jī)，6061 鋁合金攪拌摩擦焊接參數(shù)如表2 所示，采用了3 種不同的攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度（750，1180，1500 r/min）以及3種不同的焊接速度（95，190，300 mm/min）進(jìn)行焊接試驗(yàn)，焊接時(shí)，保持?jǐn)嚢桀^傾角0°，軸肩壓入板材后開(kāi)始預(yù)熱，下壓量為0.2 mm，預(yù)熱時(shí)間為10 s。

焊后觀察焊縫表面形貌，并截取接頭部位材料進(jìn)行鑲嵌、打磨、拋光，腐蝕制備成金相試樣，用倒置金相顯微鏡對(duì)接頭顯微組織進(jìn)行觀察和分析。為了研究軸肩直徑對(duì)焊接軸向力的影響，采用軸向力實(shí)時(shí)測(cè)量系統(tǒng)對(duì)焊接過(guò)程中產(chǎn)生的軸向力進(jìn)行測(cè)量、并記錄分析，實(shí)時(shí)測(cè)量系統(tǒng)示意圖如圖2 所示，其量程標(biāo)定為0～10 kN，測(cè)量誤差為0.115%，將系統(tǒng)測(cè)的軸向力記錄并用Origin 軟件處理為“軸向力-時(shí)間”曲線(xiàn)。

圖2 軸向力實(shí)時(shí)測(cè)量系統(tǒng)示意圖Fig.2 Schematic diagram of the axial force real-time measurement system

2 結(jié)果與分析

2.1 不同軸肩直徑下的“軸向力-時(shí)間”曲線(xiàn)

截取焊接過(guò)程中較為穩(wěn)定的一段時(shí)間（約10 s），記錄不同軸肩直徑及焊接參數(shù)下的軸向力變化，并制成“軸向力-時(shí)間”曲線(xiàn)如圖3 所示。3 種不同軸肩直徑所得軸向力有著相同的趨勢(shì)，即在相同的焊接參數(shù)下，9 mm 軸肩產(chǎn)生的軸向力最小，15 mm 軸肩產(chǎn)生的軸向力最大。當(dāng)攪拌頭轉(zhuǎn)速達(dá)到1500 r/min，焊接速度為95 mm/min 時(shí)，3 種軸肩直徑所得的軸向力相對(duì)于其他焊接參數(shù)，處于一個(gè)較低的水平，且“軸向力-時(shí)間”曲線(xiàn)趨于平滑，波動(dòng)更小。分析認(rèn)為，這與焊接過(guò)程中的產(chǎn)熱有關(guān)，當(dāng)攪拌頭轉(zhuǎn)速提高，焊接速度低時(shí)，攪拌頭產(chǎn)熱更充分，良好的焊接熱輸入使工件材料塑性程度更高，從而使材料軟化更加充分，對(duì)攪拌頭的抗力減小，軸向力也隨之減小[7—8]。在攪拌頭的行進(jìn)過(guò)程中，隨著攪拌頭的旋轉(zhuǎn)，軸肩與工件材料充分接觸，攪拌頭也受到諸多力的聯(lián)合作用，其中以軸向力最為明顯，當(dāng)軸肩直徑增大時(shí)，焊接軸向力也會(huì)隨之增大，所以在相同的焊接參數(shù)下，小尺寸的軸肩（9 mm）受到了更少的焊接軸向力影響。如圖3 所示，3 種軸肩所對(duì)應(yīng)的軸向力曲線(xiàn)都會(huì)呈現(xiàn)一定的上下浮動(dòng)，而15 mm 軸肩所得“軸向力-時(shí)間”曲線(xiàn)起伏趨勢(shì)比較明顯，這也是由軸肩直徑對(duì)軸向力的影響導(dǎo)致的，當(dāng)軸肩直徑增大時(shí)，軸肩與工件材料的接觸面積也隨之增大，軸肩受到的軸向力也隨之增大，而這種增大的軸向力，會(huì)導(dǎo)致焊接過(guò)程不穩(wěn)定，從而導(dǎo)致“軸向力-時(shí)間”曲線(xiàn)出現(xiàn)較大起伏。

圖3 軸向力-時(shí)間曲線(xiàn)Fig.3 Axial force-time curve

2.2 軸肩直徑對(duì)平均軸向力的影響

圖4 是不同攪拌頭轉(zhuǎn)速下，軸肩直徑對(duì)平均焊接軸向力的影響規(guī)律。圖5 是不同攪拌頭行走速度下，軸肩直徑對(duì)平均焊接軸向力的影響規(guī)律。由圖4 可以看出，隨著攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度的加快，3 種軸肩直徑攪拌頭所得平均軸向力曲線(xiàn)均呈下降趨勢(shì)。其中，9 mm直徑軸肩下降趨勢(shì)較為明顯，以9 mm 直徑軸肩為例，當(dāng)焊接速度為95 mm/min 時(shí)，隨著攪拌頭轉(zhuǎn)速的增加，9 mm 軸肩所得平均軸向力從 3633 N 下降到2311 N，其平均軸向力下降了約36%，這是由于當(dāng)攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度提高時(shí)，3 種直徑的軸肩產(chǎn)生的熱輸入均隨之增大，材料軟化程度提高，對(duì)攪拌頭的抗力減小，軸向力也就隨之減小[9—11]。如圖5 所示，隨著焊接速度的提高，3 種軸肩直徑攪拌頭所得平均軸向力曲線(xiàn)都呈現(xiàn)上升趨勢(shì)，這是因?yàn)殡S著攪拌頭行走速度的加快，旋轉(zhuǎn)的攪拌頭與工件材料之間的摩擦?xí)r間不足，產(chǎn)熱隨之減少，材料塑化程度低，抗力大，軸向力也隨之增大。

對(duì)比圖4 和圖5 可知，在相同的焊接參數(shù)下，9 mm 軸肩所得平均軸向力始終小于15 mm 和12 mm軸肩所得平均軸向力，這是由于隨著軸肩直徑的增大，與工件材料的接觸面積也隨之增大，受到的軸向力也就相應(yīng)增大。小直徑軸肩在焊接時(shí)受到的軸向力作用相對(duì)少于大直徑軸肩，所以得到了更穩(wěn)定的焊接效果，如圖4—5 所示，在焊接速度為95 mm/min，旋轉(zhuǎn)速度為1500 r/min，軸肩直徑為9 mm 時(shí)，所得平均軸向力值最低，最低值約為2311 N，這說(shuō)明在焊接熱輸入充足時(shí)，小直徑軸肩焊接時(shí)產(chǎn)生的焊接軸向力更少，焊接更穩(wěn)定。

圖4 攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度對(duì)焊接軸向力的影響Fig.4 Effect of rotation speed on the welding axial force

圖5 焊接速度對(duì)焊接軸向力的影響Fig.5 Effect of travel speed on welding axial force

2.3 焊縫表面形貌

基于2.1 和2.2 節(jié)的分析，探究在熱輸入充足時(shí)，不同軸肩直徑對(duì)焊縫表面形貌的影響，進(jìn)而分析對(duì)軸向力的影響規(guī)律。圖6 所示為3 種不同直徑軸肩在1500 r/min、95 mm/min 下焊接所得的接頭表面形貌，如圖6 所示，3 種直徑的軸肩都可以獲得成形良好，沒(méi)有明顯缺陷的焊縫，而隨著軸肩直徑的增大，焊縫表面形貌由光滑逐漸變粗糙，其行進(jìn)路徑上粗糙的金屬凝固物開(kāi)始增多。隨著軸肩直徑的增大，產(chǎn)生的飛邊量也逐漸增多，對(duì)比圖6a—c 可知，軸肩直徑為9 mm 的軸肩所得焊縫表面形貌最光滑，焊縫成形良好，飛邊量相比其他兩直徑的軸肩也最少。其中12 mm 軸肩產(chǎn)生的飛邊量最多，分析認(rèn)為，飛邊量是塑性金屬順利脫離軸肩形成的，當(dāng)軸肩直徑小時(shí)，對(duì)塑性金屬的包攏程度有限，更多的金屬隨之排出軸肩，所以對(duì)比圖6b—c 可以發(fā)現(xiàn)，相對(duì)于15 mm，12 mm 直徑軸肩產(chǎn)生的飛邊量更多，而對(duì)于9 mm 軸肩來(lái)說(shuō)，由于較小的軸肩直徑，所能包攏的塑性金屬量有限[12—13]，故雖然有塑性金屬脫離軸肩，但形成的飛邊量仍少于12 mm 直徑軸肩所產(chǎn)生的飛邊量。由于軸肩直徑小，所受的軸向力更小，焊接過(guò)程更穩(wěn)定，所以9 mm 軸肩所形成的焊縫表面形貌更加光滑。

圖6 不同直徑軸肩對(duì)焊縫表面形貌的影響Fig.6 Effect of different diameter shaft shoulders on the weld surface morphology

2.4 微觀組織

圖7 是在95 mm/min，1500 r/min 下，不同軸肩直徑所得焊核區(qū)顯微組織形貌，通過(guò)觀察與實(shí)際測(cè)量得到，15 mm 軸肩直徑對(duì)應(yīng)的焊核區(qū)晶粒尺寸為22.21 μm，9 mm 軸肩所對(duì)應(yīng)的晶粒尺寸最小，最小值為 9.77 μm，12 mm 軸肩對(duì)應(yīng)的晶粒尺寸為15.14 μm。分析認(rèn)為由于軸肩直徑增大時(shí)，與工件材料摩擦面積更大，產(chǎn)生的熱輸入更多，所以焊核區(qū)組織發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶后在焊接熱循環(huán)的作用下發(fā)生晶粒長(zhǎng)大[14]，而相對(duì)于15 mm 與12 mm 直徑軸肩而言，9 mm 軸肩產(chǎn)熱較少，且軸肩直徑小，對(duì)工件材料的驅(qū)動(dòng)與攪拌能力相對(duì)較弱，在較小的熱輸入情況下，破碎后的晶?；緹o(wú)法再次長(zhǎng)大，所以相較而言，隨著軸肩直徑的減小，焊核區(qū)晶粒逐漸細(xì)化，9 mm 軸肩所對(duì)應(yīng)的焊核區(qū)晶粒尺寸最小，更容易獲得力學(xué)性能更好的焊接接頭[15]。

圖7 不同直徑軸肩焊核區(qū)微觀組織Fig.7 Microstructure of the weld nugget at shaft shoulder of different diameters

3 結(jié)論

1）在不同的焊接參數(shù)下，“軸向力-時(shí)間”曲線(xiàn)會(huì)上下波動(dòng)，這種波動(dòng)會(huì)隨著軸肩直徑的增大而變大，其中15 mm 軸肩所對(duì)應(yīng)的曲線(xiàn)起伏較大；當(dāng)旋轉(zhuǎn)速度與焊接速度都相同時(shí)，9 mm 軸肩所得軸向力最小。

2）焊接軸向力隨著旋轉(zhuǎn)速度的增大而遞增，隨著攪拌頭行走速度的加快而減小，當(dāng)旋轉(zhuǎn)速度與攪拌頭行走速度相同時(shí)，軸向力隨著軸肩直徑的減小而減小，在焊接速度為95 mm/min，旋轉(zhuǎn)速度為1500 r/min，軸肩直徑為9 mm 時(shí)，所得平均軸向力值最低，最低值約為2311 N。

3）9 mm 直徑軸肩所對(duì)應(yīng)的焊縫表面形貌更光滑，飛邊量更少，由于軸肩對(duì)金屬有包攏效果，12 mm 軸肩所產(chǎn)生的飛邊量大于15 mm 軸肩所產(chǎn)生的飛邊量。

4）焊核區(qū)晶粒尺寸隨著軸肩尺寸的減小而逐漸細(xì)化，9 mm 軸肩所對(duì)應(yīng)的晶粒尺寸最小為9.77 μm，隨著晶粒的細(xì)化，9 mm 軸肩也更容易提升接頭的力學(xué)性能。