Al-Si-Cu-Ni-Mg系活塞鋁合金摩擦焊接頭性能分析

吳 瑋，張廣川，戚浩杰，黃 宏，鄧展鷹，殷相杰

（1.重慶理工大學 材料科學與工程學院，重慶 400054；2.重慶市特種焊接材料與技術高校工程研究中心，重慶 400054；3.陜西漢德車橋有限公司，陜西 寶雞 722408）

內燃機將燃油的化學能轉化成機械能的效率的關鍵在于活塞。活塞的使用環境要求其具有較高的結構強度、疲勞強度，同時具有耐高溫、耐磨損以及適當的熱膨脹系數等性能［1-2］。隨著內燃機的發展，對活塞的要求也越來越高，不僅要能夠適應多種燃料，承受更高的壓力和溫度，還要保證較低的自重，減小摩擦損耗，提高燃油利用率［3］。因此，材料上的創新，顯得尤為重要了。

目前國內外活塞的材料除鋁硅合金外，還有鑄鐵、鋁基復合材料、陶瓷等［4］。鑄鐵密度大，強度高，鑄鐵活塞一般鑄造成型后再進行機加工，制造難度大且成本高，主要用在高功率柴油機上［5］。汽油機的活塞頭部形狀一般較為復雜，不易加工，同時汽油機轉速普遍較高，為克服高轉速引起的高慣性力的問題，對活塞輕量化要求高，所以鑄鐵活塞［6］還沒有在汽油機上批量應用。

鋁硅合金具備密度低、強度較高、導熱性好、耐磨性能優良、鑄造性能好、易機加工、成本低等眾多優點［7］，已廣泛應用于汽油機和低功率柴油機活塞［8］。但是，由于活塞的工作環境較為復雜，不同部位對性能的要求也有著較大的差異［9］。因此，以不同工藝或材料制造活塞的不同部位，然后采用焊接的方法進行活塞的整體制造就顯得非常具有研究價值。其中Al-Si-Cu-Ni-Mg系活塞鋁合金在活塞制造材料中占據著重要地位［10］。目前國內外很少見到關于Al-Si-Cu-Ni-Mg系活塞鋁合金焊接研究的報道，關于此系鋁合金焊接過程對接頭性能影響情況的研究也較少。對此，本文針對Al-Si-Cu-Ni-Mg系活塞鋁合金，采用不同的慣性摩擦焊接工藝參數進行了研究，然后對接頭的力學性能、斷面形貌、斷面組織等進行了研究表征，為活塞鋁合金的應用提供了有力的實踐支撐。

1 試驗方法與材料

試驗采用直徑為φ14 mm的棒狀鑄態Al-Si-Mg-Ni-Cu系活塞鋁合金作為焊接試驗材料，試樣長度分別為60 mm和80 mm。圖1為此種材料的初始金相組織圖可以看到，材料母材組織均勻性較差，存在著各種第二相，這些第二相的出現在一定程度上提高了材料的高溫強度，但會導致材料在室溫條件下的脆性增大、塑韌性降低［11］。從材料的金相組織圖中可以看到，此種材料是由初晶-Si、Mg2Si、α-Al基體以及Al3Ni和（CuNi）2Al3混合組織組成［12］。

試驗采用CT-J150／235型特種摩擦焊機進行。考慮Al-Si-Mg-Ni-Cu系活塞鋁合金的室溫脆性較大的因素，焊接時采用一級慣性摩擦焊接方法進行試驗，即摩擦轉速等于頂鍛轉速、摩擦壓力等于頂鍛壓力的工藝方法，其具體的工藝參數如表1所示。

表1 慣性摩擦焊接工藝參數

焊接完成后分別采用上海華龍測試儀器生產的微機控制電子萬試驗機進行接頭拉伸試驗，采用JSM-6460LV掃描電子顯微鏡及其配套的能譜儀進行接頭斷面分析。

2 試驗結果與分析

2.1 外觀形貌

慣性摩擦焊是一種高效率的焊接方法，整個焊接過程只有30 s不到的時間。焊接過程中接頭界面處的金屬會被擠出形成飛邊，飛邊的形態能夠在一定程度上反映出接頭的連接質量［13］。由于接頭的飛邊形貌無明顯差異，試驗采用機加工的方法將外側飛邊車掉，如圖2所示。然后對接頭外觀形貌進行觀察，可以看到，不同焊接參數下焊接得到的接頭外觀上均存在著一定缺陷，接頭的連接不是很充分。出現外觀缺陷的原因是，此種金屬室溫下塑韌性較差，焊接時在摩擦力的作用下會導致界面金屬呈塊狀被擠出，隨后塑性層金屬又來不及填充進縫隙中，從而形成圖中樣式的外觀缺陷。但是，結合焊接參數的變化情況可以發現，隨著轉速的增加，接頭界面處的外觀缺陷逐漸減小。轉速為1 200 r／min時，如圖2（a）所示，焊縫外觀缺陷呈連續長條狀；轉速增加到1 300 r／min時，外觀缺陷總長度明顯縮短，且斷續存在，如圖2（b）所示；當轉速增加到1 500 r／min時，外觀缺陷基本消失，僅存在較小的一個點狀缺陷，如圖2（c）所示。這是因為，隨著轉速的增大，界面的熱輸入隨之增大，界面溫度升高，使界面處達到塑性狀態的金屬增多，焊接時能夠及時填充到縫隙中的塑性金屬增多，接頭產生的外觀缺陷也就隨之減小。僅從外觀形貌來看，較高摩擦轉速時，接頭連接質量明顯優于較低摩擦轉速條件下得到的接頭。

2.2 接頭抗拉強度測試

焊接完成后，將不同焊接參數條件下焊接得到的接頭按如圖3所示尺寸進行機加工，拉伸試樣以焊縫為中心，總長100 mm，承載面直徑為10 mm。隨后在萬能拉伸試驗機上進行接頭抗拉強度測試。

測試結果如圖4所示，圖中橫坐標為焊接時所采用的摩擦轉速，縱坐標為接頭抗拉強度值。從圖4中可以看出，接頭抗拉強度隨摩擦轉速的增加，隨之增加。當摩擦轉速為1 200 r／min時，接頭抗拉強度僅有105.4 MPa，斷裂發生在焊縫處；當轉速增加到1 300 r／min時，接頭抗拉強度上升到146.3 MPa，斷裂發生在焊縫熱機影響區；當轉速達到1 500 r／min時，接頭抗拉強度達到最大值177.9 MPa，斷裂同樣發生在焊縫熱機影響區。接頭抗拉強度的變化情況，與外觀觀察得出的結論基本吻合。

2.3 接頭斷面分析

試驗采用掃描電鏡（SEM）配合能譜分析儀（EDS）對拉伸實驗得到的斷口進行觀察分析。拉伸試樣的斷面形貌，能夠在一定程度上反映接頭受到拉伸載荷時，斷裂面組織的宏微觀變化情況。同時，對拉伸式樣斷面進行觀察分析，能夠對接頭的斷裂過程進行一定的分析。對斷面典型區域進行能譜點掃描，分析各區域的元素含量，鑒定斷面各區域的相組成，并根據分析結果探究接頭強度變化的具體原因。

圖5為轉速1 200 r／min參數下的試樣斷口宏觀下的SEM圖。從宏觀上觀察可以發現，斷面整體較為平整，斷面左側有部分區域顏色明顯有別于其他區域，這是由于此區域在焊接過程中塑性金屬填充不夠充分，從而形成的宏觀裂紋區。對斷面其他位置進行觀察（如圖6所示），為宏觀裂紋區放大后的SEM圖。從圖6中可以看到此區域斷面呈層狀且沿一定方向分布。此種斷面形貌的出現，是由于界面熱輸入較低，僅能使接頭表面較薄的材料達到熱塑性狀態。同時由于室溫下材料塑韌性較差，在摩擦焊接的初始階段材料被成塊擠出，從而形成圖中樣式的形貌。此接頭抗拉強度僅有105.4 MPa，絕大部分原因是邊緣位置宏觀裂紋區的存在。進行接頭拉伸試驗時，由于缺口效應，導致此區域出現嚴重應力集中的現象。同時由于材料室溫下塑韌性較差，一旦形成裂紋，將會迅速擴展，從而導致接頭強度很低。

圖7 為1 300 r／min摩擦轉速下焊接得到接頭的宏觀形貌SEM圖。相比于1 200 r／min轉速接頭，斷面的各個區域的形貌特征更為一致，不存在宏觀裂紋區，但仍然存在明顯的脆性斷裂、穿晶斷裂的特征。從宏觀斷口形貌觀察可以發現，斷面四周存在大量棱狀形貌，整個斷面基本不存在塑性變形。

此試樣斷裂發生在靠近焊縫的熱機影響區，將斷面局部區域放大，如圖8所示，仔細觀察SEM圖可以發現，斷面中存在大量細小的顆粒狀組織。同時，在這些細小的顆粒狀組織之間能夠發現許多微小的裂紋。在慣性摩擦焊接過程中，接頭熱機影響區既受到焊接熱的影響，又受到機械力的影響。由于此試樣摩擦轉速仍然較低，在慣性摩擦焊接過程中，界面塑性變形層較薄，近焊縫區域受力的影響較熱的影響更大。因此，在機械力的作用下，母材中的部分組織被擠碎成小顆粒狀，而此區域的熱量又不足以使這些破碎的晶粒緊密地結合在一起，從而在細小顆粒間形成大量微小的裂紋。這些微裂紋的出現，嚴重限制了接頭的連接質量，使得接頭強度仍然較低，但由于接頭界面不存在宏觀裂紋區，所以此試樣相比于1 200 r／min轉速下得到的接頭，強度有所提高，達到了146.3 MPa。

對圖8中各特征區域進行能譜分析（EDS），分析結果如表2～表4所示。從表2中的EDS結果可以知道，點1處深色區域主要是Si元素，含有少量的Al元素，以及微量的Ni、Cu元素，從其質量及原子比可以判斷此區域為初晶硅。初晶Si是Al-Si系活塞合金組織中的第二相，它可以改善此類合金的鑄造性能，其形狀和分布與合金的力學性能密切相關［14］。當Si相細小、圓整、分布均勻時，既能提高力學性能，又能改善合金的加工性能［15］。從圖8中還可以看出，此區域初晶硅的形狀較為圓整，但是晶粒尺寸較大，對材料的力學性能提升不大。

表2 圖8點1處EDS檢測結果 %

表3 圖8點2處EDS檢測結果 %

表4 圖8點3處EDS檢測結果 %

從表3的檢測結果可知，點2處所含有的元素以Al元素為主，含有一定量的Si元素，以及少量的Cu元素。從元素質量及原子比可推測，此處應為此類活塞合金的α-Al基體。在室溫條件下測試此類活塞鋁合金的抗拉強度，不僅取決于第二相對材料的強化，更重要的是依靠固溶強化相對α-Al基體的固溶強化作用，同時α-Al基體的尺寸和形貌對材料的強度也有著很大的影響［16］。從斷面的形貌可以看出，α-Al基體的連續性較差，甚至在局部區域存在著大量的微裂紋，因此，導致此參數下得到的接頭的抗拉強度仍然較低。

同理，從表4的結果中可以看出，點3位置處所含元素以Al元素為主，Cu、Ni元素也在此處出現富集。根據各元素的原子比，可以推測，此處應為Al3Ni與（CuNi）2Al3兩相的混合組織。圖9為1 500 r／min轉速下獲得接頭的斷面宏微觀形貌。從宏觀來看，此接頭仍然不存在明顯的塑性變形，接頭形貌仍保持脆性斷裂的特征。但相比于1 300 r／min轉速條件下得到的接頭，其形貌存在明顯的變化，局部區域能夠看到有材料呈浮起的云朵狀，這是因為此試樣組織存在一定的塑性，斷裂過程中局部區域組織發生少量的塑性變形，導致部分材料從基體上撕起，從而形成如云朵狀的形貌。局部區域塑性的提高，導致此接頭的抗拉強度明顯高于較低參數下得到的2個接頭，達到了177.9 MPa。

圖10 為斷面局部區域放大后的斷面微觀形貌。從圖10中可以看出，斷面仍然為脆性斷裂，存在明顯的穿晶斷裂特征。但是相比于前2種參數得到的接頭斷口，此接頭斷面處的各組織更為均勻，沒有明顯的粗大晶粒出現，從而在一定程度上提高了接頭強度。仔細觀察斷面，可以發現局部區域仍然存在少量微裂紋。這些微裂紋的存在，導致接頭在這些微裂紋處應力集中，承受拉伸載荷時，后續裂紋從這些薄弱處萌生并迅速擴展，造成接頭強度有所提高但仍較母材強度低。

同樣，對此接頭斷面各特征區域，如圖10中所標記的4、5、6位置進行能譜點掃描，測試結果列于表5～表7中。從表5中的EDS測試結果可以發現，點4處元素種類和各元素含量與表2非常接近，由此可以推斷點4位置應為初晶硅相。同樣的，對比表6和表3、表7和表4，可以發現，其元素種類和含量差別也不大。因此，可以判斷點5與點2應同為α-Al基體，點6與點3應同為Al3Ni與（CuNi）2Al3兩相的混合組織。

表5 圖10點4處EDS檢測結果 %

表6 圖10點5處EDS檢測結果 %

表7 圖10點6處EDS檢測結果 %

2.4 熱機影響區組織形態分析

為探究接頭總是在熱機影響區斷裂的原因，以及斷面上觀察到的微裂紋在接頭未進行拉伸前的狀態，試驗對1 500 r／min轉速得到的接頭的組織形態進行了進一步的分析觀察。

圖11為接頭宏觀組織形貌圖。根據圖中不同區域的組織形貌的變化情況，可以將接頭分為焊縫區、熱機影響區。從圖11中可以看到，焊縫區域組織較為細小，整體沿著徑向分布。這是因為焊接過程中接頭界面的焊接熱相對較高，能夠使界面金屬達到塑性流變狀態，隨后在摩擦力的作用下，晶粒沿著接頭徑向被細化。同時從熱機影響區可以看到，組織存在明顯的變形，整體呈現由內向外流線型分布。這是因為此區域焊接熱輸入降低，材料的塑性變形能力減弱，在機械力的作用下此區域的組織被擠壓拉長，形成圖中所示組織形貌。

考慮多次拉伸試驗中接頭斷裂均發生在熱機影響區，試驗對此區域組織形做了更進一步的觀察，如圖12所示。

對比材料原始組織形貌（圖1），可以發現，此區域各種強化相出現碎化現象，并且形成了許多的細顆粒狀組織，顆粒之間產生微裂紋。這些細顆粒以及微裂紋的出現是因為焊接過程中，此區域溫度偏低，材料的塑性變形能力較差，區域內的脆性相在機械力的作用下被擠壓，隨后發生碎裂，從而形成圖中所示的微裂紋。微裂紋的存在會對接頭強度產生很大影響，使用過程中，這些微裂紋能夠作為后續裂紋的源頭，在受到一定載荷時，發生迅速擴展，從而導致接頭失效斷裂。這也成為限制接頭強度進一步提高的關鍵問題之所在。

3 結論

1）各參數下焊接得到的接頭均存在一定的外觀缺陷，摩擦轉速的大小對接頭外觀缺陷有較大的影響，隨著轉速的增大，外觀缺陷尺寸隨之減小；

2）摩擦轉速的大小對接頭連接強度有一定影響，隨著摩擦轉速從1 200 r／min升高到1 500 r／min，接頭抗拉強度也從105.4 MPa升高到了177.9 MPa；

3）焊接過程中機械力對接頭的熱機影響區有著很大的影響，機械力的作用會使接頭熱機影響區組織破碎，形成細顆粒組織，細顆粒間會產生一定數量的微裂紋，嚴重影響接頭的連接強度。