羅傳孝 ，王少剛 ，劉 儀 ，蔡志強 ，高 云，封小松

(1.南京航空航天大學 材料科學與技術學院，江蘇 南京 210016；2.上海航天設備制造總廠，上海 200245)

0 前言

近年來，隨著國內外軌道交通行業(yè)的快速發(fā)展，為了進一步減輕車輛自重、提高列車運行速度，對軌道交通用材提出了越來越高的要求。6082-T6鋁合金屬于Al-Mg-Si系合金，可通過熱處理強化，具有力學性能高和耐蝕性好等一系列優(yōu)點[1-2]，現已成為軌道交通行業(yè)的首選鋁材。5083鋁合金為高鎂合金，是一種不可熱處理強化的鋁合金，其強度較高，切削加工性良好，同時具有優(yōu)良的抗腐蝕性能，廣泛應用于汽車制造、輕軌和船舶等許多領域。由于鋁合金本身固有的物理化學性質，采用傳統(tǒng)的熔化焊方法焊接時，易在焊縫中出現熱裂紋、氣孔等缺陷，以及易產生焊接變形等[3]，在一定程度上限制了其在軌道交通行業(yè)中的應用。攪拌摩擦焊(FSW)是英國焊接研究所(TWI)于1991年提出的一種固相連接新技術。在FSW過程中，由于母材不熔化，焊接溫度相對較低，所獲接頭具有晶粒細小、無氣孔和殘余應力小等優(yōu)點[4-5]。鑒于攪拌摩擦焊的特點和優(yōu)勢，已有許多研究人員開展了鋁合金的攪拌摩擦焊研究工作，并取得了較大進展[6-9]。由于軌道交通車體鋁合金部件長期以來都是采用MIG焊等方法進行焊接，存在接頭強度系數不高、易產生焊接缺陷等不足?；诖耍捎孟冗M的攪拌摩擦焊技術對軌道交通常用6082-T6和5083鋁合金進行焊接，研究焊接工藝對獲得接頭組織和力學性能的影響，以期為實際焊接結構的生產提供參考。

1 試驗材料及方法

1.1 試驗材料

試驗母材為6082-T6和5083鋁合金板材，分別將板材加工成300 mm×150 mm×12 mm和300 mm×150mm×6mm兩種尺寸，兩種母材的化學成分見表1。

表1 6082-T6和5083鋁合金母材的化學成分Tab.1 Chemical compositions of 6082-T6 and 5083 aluminum alloys %

1.2 試驗方法和步驟

采用對接接頭型式分別對6082-T6和5083鋁合金進行攪拌摩擦焊接試驗。焊接前，先用打磨工具去除試樣表面的氧化膜，再用丙酮清洗待焊區(qū)，然后進行攪拌摩擦焊接。經過優(yōu)化的焊接工藝參數見表2。焊后拍攝接頭焊縫的宏觀外形照片，如圖1所示。從圖1中可以看出，兩種接頭焊縫表面成形良好，未發(fā)現有裂紋、咬邊等焊接缺陷。

表2 攪拌摩擦焊接參數Tab.2 Parameters of friction stir welding

圖1 兩種鋁合金FSW接頭焊縫形貌照片Fig.1 Macrographs of friction stir welding joints of two aluminum alloys

焊完后，采用線切割方法截取接頭試樣進行分析測試。采用CMT-5105型萬能電子試驗機進行接頭拉伸試驗；采用HXS-1000A型顯微硬度計測定接頭區(qū)域的顯微硬度；在MM6型光學顯微鏡下觀察接頭焊縫的金相組織；采用Quanta200型掃描電鏡觀察分析接頭拉伸斷口形貌；采用D8 ADVANCE型X射線衍射儀測定接頭焊縫的相結構組成。

2 試驗結果及分析

2.1 接頭力學性能

2.1.1 拉伸強度

按照國家標準GB/T 2651-2008《焊接接頭拉伸試驗方法》將接頭試樣加工成標準的拉伸試樣，然后進行拉伸試驗，測試條件為：加載載荷10 kN，加載速率2 mm/min。接頭拉伸實驗測試結果見表3。為了便于對比，將母材本身的拉伸強度一并列入表3。

由表3可知，6082-T6鋁合金FSW接頭的抗拉強度約為母材強度的76.8%，伸長率約為母材的73.2%，接頭試樣的斷裂位置均位于前進側熱影響區(qū)，說明熱影響區(qū)是焊接接頭最薄弱的區(qū)域。5083鋁合金FSW接頭的抗拉強度約為母材本身強度的88.7%，伸長率約為母材的63.2%，接頭試樣的斷裂位置多數位于前進側熱影響區(qū)，其次是焊縫中心。拉伸實驗結果與文獻[10]中報道的相符。

表3 6082和5083鋁合金焊接接頭拉伸試驗結果Tab.3 Tensile strength of 6082 and 5083 aluminum alloys joint

2.1.2 顯微硬度

對獲得的焊接接頭進行顯微硬度測試，測試方法為：沿焊核區(qū)(WN)—熱機影響區(qū)(TMAZ)—熱影響區(qū)(HAZ)—母材(BM)依次進行測量，6082鋁合金接頭焊核區(qū)的測量點之間間隔約為2 mm，其余區(qū)域每個測量點之間的間隔約為1 mm；5083鋁合金整個接頭的測量點之間間隔約為1 mm。測試條件為：加載載荷50 g，加載時間15 s。測得接頭試樣的顯微硬度分布曲線分別如圖2和圖3所示。從圖2中6082鋁合金接頭顯微硬度分布曲線可以看出，焊核區(qū)硬度約為80 HV，熱機影響區(qū)硬度值分布在78～82HV之間，熱影響區(qū)硬度值分布在65～78HV之間，在熱影響區(qū)的前進側存在一個硬度最低值，母材本身硬度值維持在約95 HV。由圖3可以看出，5083鋁合金接頭顯微硬度分布曲線的變化趨勢與6082接頭顯微硬度曲線基本一致，焊核區(qū)的硬度值分布在74～80 HV之間，熱機影響區(qū)的硬度值分布在70～77 HV之間，母材本身的硬度值維持在約92 HV，在熱影響區(qū)的前進側也存在一個硬度最低值。分析其原因，這是由于在HAZ區(qū)受到焊接熱循環(huán)作用，使細小彌散分布的強化相發(fā)生了聚集長大[11]，材料產生了過時效；而且在前進側，塑性金屬之間的速度梯度比較大，易成為缺陷產生的區(qū)域[5]，導致接頭硬度曲線在熱影響區(qū)前進側存在一個最低硬度值。

圖2 6082鋁合金接頭顯微硬度分布曲線Fig.2 Microhardnessdistribution curve of 6082 aluminum alloy joint

圖3 5083鋁合金接頭顯微硬度分布曲線Fig.3 Microhardness distribution curve of 5083 aluminum alloy joint

2.2 接頭微觀組織結構

2.2.1 金相組織觀察及相結構組成分析

接頭金相組織觀察試樣的制備過程包括取樣、磨制、拋光、腐蝕等工序。對拋光好的接頭試樣進行腐蝕，腐蝕液為Keller試劑，其成分配比為：1 ml HF+2.5 ml HNO3+1.5 ml HCL+95 ml H2O，浸蝕時間15～20 s。將腐蝕后的試樣放在MM6型光學顯微鏡下觀察，拍攝的6082-T6和5083鋁合金接頭金相組織照片，分別如圖4和圖5所示。由圖4、圖5可知，兩種鋁合金攪拌摩擦焊接頭的微觀組織形態(tài)較為接近，其橫截面組織均包括焊核區(qū)（WN）、熱機影響區(qū)（TMAZ）、熱影響區(qū)（HAZ）、母材區(qū)（BM）四個區(qū)域。總體上，接頭連接界面結合良好，未發(fā)現有夾雜、微裂紋和未焊透等缺陷，表明所采用的焊接工藝可行。

從圖4a和圖5a中可以看出，焊核區(qū)是攪拌頭直接作用的區(qū)域，在攪拌頭的強烈攪拌摩擦作用下，材料發(fā)生顯著的塑性變形，導致組織發(fā)生相應的變化，被攪拌針破碎的再結晶晶粒來不及長大形成細小的等軸晶粒。熱機影響區(qū)由于受到攪拌針攪拌和焊接熱循環(huán)的雙重作用，基體材料的原始纖維狀組織發(fā)生了較大的彎曲變形和破碎，在部分區(qū)域由于熱循環(huán)作用，晶粒發(fā)生回復和再結晶，使晶粒比焊核區(qū)的略粗大，如圖4b和圖5b所示。熱影響區(qū)由于受到從焊核區(qū)所傳遞熱量的影響，晶粒發(fā)生二次長大，使晶粒變得粗大，產生了過時效，由于焊接時沒有受到攪拌頭的機械攪拌作用，故其晶粒形態(tài)并未發(fā)生改變，如圖4c和圖5c所示。從圖4d和圖5d可以看出，母材本身組織具有明顯的方向性，為沿軋制方向分布的纖維狀組織。

圖4 6082鋁合金焊接接頭顯微組織Fig.4 Microstructure of 6082 aluminum alloy joint

圖5 5083鋁合金焊接接頭顯微組織Fig.5 Microstructure of 5083 aluminum alloy joint

為了進一步確定接頭焊縫金屬的相結構組成，分別對兩種接頭焊縫金屬進行X射線衍射相結構分析，測得兩種接頭焊縫金屬的XRD曲線分別如圖6和圖7所示。從圖6中可以看出，6082鋁合金接頭焊縫金屬的主要組成相為α-Al，同時含有Mg2Si強化相。從圖7中可以看出，5083鋁合金接頭焊縫金屬主要為α-Al和β-Mg2Al3共晶相。正是由于接頭焊縫金屬中強化相、共晶相等的析出，保證了焊接接頭具有滿意的力學性能。

圖6 6082鋁合金接頭焊縫金屬的XRD曲線Fig.6 XRD pattern of 6082 aluminum alloy weldment

圖7 5083鋁合金接頭焊縫金屬的XRD曲線Fig.7 XRD pattern of 5083 aluminum alloy weldment

2.2.2 拉伸斷口掃描分析

6082和5083鋁合金攪拌摩擦焊接頭的拉伸斷口掃描照片如圖8所示。從圖8a中可以看出，6082鋁合金接頭斷口表面存在大量韌窩，韌窩尺寸較大且能看到明顯的撕裂棱，并且在大韌窩周圍分布著小韌窩，小韌窩所占的比例較小。由圖8b可知，5083鋁合金接頭斷口表面的韌窩尺寸較小且分布均勻?？傮w上，兩種鋁合金接頭拉伸斷口均呈現明顯的韌性斷裂特征，在斷裂前發(fā)生了明顯塑性變形。結合前述表3中的接頭拉伸強度數據，由于斷口表面存在大量的韌窩且均勻分布，使獲得接頭具有較高的抗拉強度和伸長率，接頭的力學性能完全可以滿足實際使用要求。

圖8 兩種接頭拉伸斷口掃描電鏡照片Fig.8 SEM fractographs of two welded joints

3 結論

（1）6082和5083鋁合金FSW接頭拉伸斷裂位置大多位于熱影響區(qū)，兩種接頭的抗拉強度分別達到各自母材本身強度的76.8%和88.7%；從接頭區(qū)域的顯微硬度分布曲線可以看出，在熱影響區(qū)的前進側均存在一個軟化區(qū)，是焊接接頭最薄弱的區(qū)域。

（2）6082和5083鋁合金FSW接頭焊縫均為細小彌散分布的等軸晶組織，熱機影響區(qū)組織發(fā)生了較大的彎曲變形，熱影響區(qū)發(fā)生了過時效，晶粒較為粗大；拉伸斷口掃描觀察顯示，兩種鋁合金接頭的拉伸斷口均呈明顯韌性斷裂特征。

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