陳東方，楊 蔚，金 成，史春元

（1.中車(chē)青島四方機(jī)車(chē)車(chē)輛股份有限公司，山東青島266111；2.大連交通大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，遼寧大連116028）

高速列車(chē)鋁合金車(chē)體枕梁攪拌摩擦焊接頭殘余應(yīng)力分布特征

陳東方1，楊 蔚2，金 成2，史春元2

（1.中車(chē)青島四方機(jī)車(chē)車(chē)輛股份有限公司，山東青島266111；2.大連交通大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，遼寧大連116028）

采用超聲波法對(duì)鋁合金枕梁部件攪拌摩擦焊（FSW）接頭和熔化極氣保護(hù)焊（MIG）接頭分別進(jìn)行了殘余應(yīng)力測(cè)量。結(jié)果表明，F(xiàn)SW固相焊接頭的縱向應(yīng)力和橫向應(yīng)力均為拉伸殘余應(yīng)力，其中縱向應(yīng)力水平遠(yuǎn)高于橫向應(yīng)力。縱向應(yīng)力在FSW焊縫兩側(cè)呈不對(duì)稱(chēng)分布特征，在攪拌頭的前進(jìn)側(cè)應(yīng)力值較高，而在返回側(cè)應(yīng)力值較低，最高應(yīng)力位于前進(jìn)側(cè)的軸肩作用邊緣處。MIG熔化焊接頭在焊縫及近縫區(qū)的縱向應(yīng)力和橫向應(yīng)力也為拉伸殘余應(yīng)力，且在MIG焊縫兩側(cè)呈對(duì)稱(chēng)分布特征，其中縱向應(yīng)力高于橫向應(yīng)力，最高應(yīng)力位于焊縫及熱影響區(qū)。

鋁合金枕梁；攪拌摩擦焊；殘余應(yīng)力

0 前言

高速列車(chē)鋁合金車(chē)體枕梁主要采用A7N01型材和板材通過(guò)熔化極氣保護(hù)焊（MIG）焊接而成。鋁合金MIG熔焊后存在較大的殘余應(yīng)力，最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在焊縫及其近縫區(qū)[1-2]，而Al-Zn-Mg系A(chǔ)7N01鋁合金具有較高的應(yīng)力腐蝕裂紋敏感性[3]，因此研究采用非熔化焊方法來(lái)降低鋁合金車(chē)體的焊接殘余應(yīng)力。

攪拌摩擦焊具有焊接變形小、接頭質(zhì)量高、力學(xué)性能好、節(jié)能環(huán)保等特點(diǎn)。與普通熔化焊相比，由于攪拌摩擦焊過(guò)程中熱輸入低，可以得到比熔化焊接頭低的殘余應(yīng)力[4]。但是，在攪拌摩擦焊接過(guò)程中，為防止焊件與工作臺(tái)之間的相對(duì)運(yùn)動(dòng)和焊件變形，需要通過(guò)剛性?shī)A具對(duì)焊件施加很大的約束力。約束力可以阻止焊核及焊縫兩側(cè)的焊接熱影響區(qū)產(chǎn)生的冷卻收縮，導(dǎo)致焊縫和熱影響區(qū)產(chǎn)生殘余應(yīng)力[5]。

枕梁結(jié)構(gòu)是高速列車(chē)鋁合金車(chē)體結(jié)構(gòu)中重要的承載部件，目前未見(jiàn)有關(guān)枕梁結(jié)構(gòu)FSW殘余應(yīng)力分布的報(bào)導(dǎo)，因此分析枕梁攪拌摩擦焊殘余應(yīng)力及其分布對(duì)優(yōu)化焊接工藝方法，提高鋁合金枕梁焊接接頭抵抗應(yīng)力腐蝕開(kāi)裂能力具有重要意義。

1 實(shí)驗(yàn)方法

1.1 實(shí)驗(yàn)材料

鋁合金枕梁模擬結(jié)構(gòu)主要由兩個(gè)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(guò)焊接而成，如圖1所示。

圖1 枕梁模擬結(jié)構(gòu)及焊縫分布示意

1.2 實(shí)驗(yàn)方法

為了比較不同焊接方法的殘余應(yīng)力分布特點(diǎn)，試驗(yàn)用模擬枕梁分別采用FSW固相焊和MIG熔化焊按現(xiàn)場(chǎng)焊接工藝規(guī)范進(jìn)行施焊。

殘余應(yīng)力測(cè)量方法采用超聲波法。超聲波應(yīng)力檢測(cè)法是一種靈敏度高、準(zhǔn)確性好、可操作性強(qiáng)的無(wú)損檢測(cè)方法。應(yīng)力測(cè)量時(shí)，將超聲晶片置于焊件待測(cè)部位的指定位置，用電信號(hào)激勵(lì)晶片產(chǎn)生超聲波，通過(guò)測(cè)量聲速的變化即可感知焊件內(nèi)部的應(yīng)力情況。

根據(jù)枕梁結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，殘余應(yīng)力測(cè)量位置選定7條對(duì)稱(chēng)分布的應(yīng)力測(cè)量線(xiàn)，并用平均應(yīng)力進(jìn)行表征。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果和分析

2.1 FSW接頭殘余應(yīng)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(cè)量線(xiàn)上的FSW接頭殘余應(yīng)力測(cè)量結(jié)果取其平均值繪制的平均殘余應(yīng)力分布如圖2、圖3所示。

由圖2、圖3可知，F(xiàn)SW接頭的縱向殘余應(yīng)力和橫向殘余應(yīng)力都是拉伸殘余應(yīng)力。在攪拌頭軸肩直接作用區(qū)（即焊縫及熔合區(qū)），縱向殘余應(yīng)力比橫向殘余應(yīng)力大得多，這表明縱向殘余應(yīng)力是攪拌摩擦焊的主要?dú)堄鄳?yīng)力。觀(guān)察殘余應(yīng)力分布特征，縱向殘余應(yīng)力在焊縫兩側(cè)呈不對(duì)稱(chēng)分布，在攪拌頭的前進(jìn)側(cè)應(yīng)力值較高，而在返回側(cè)應(yīng)力值較低，縱向殘余應(yīng)力峰值位于前進(jìn)側(cè)的軸肩作用邊緣即焊縫熔合線(xiàn)處。

根據(jù)文獻(xiàn)[4]，F(xiàn)SW縱向殘余應(yīng)力分布不對(duì)稱(chēng)的原因主要是在攪拌摩擦焊接過(guò)程中，焊接區(qū)各部分受到的熱作用、機(jī)械約束作用以及冷卻速度不同所造成的。在前進(jìn)側(cè)，軸肩的線(xiàn)速度與焊接方向相同形成疊加效應(yīng)，使得軸肩與接頭材料之間的相對(duì)運(yùn)動(dòng)速度較大；而在后退側(cè)，軸肩的線(xiàn)速度與焊接方向相反，因此軸肩與接頭材料之間的相對(duì)運(yùn)動(dòng)速度較小。這種相對(duì)運(yùn)動(dòng)速度的不同，使得焊縫兩側(cè)的受力狀態(tài)和熱輸入量均有較大差異，從而導(dǎo)致殘余應(yīng)力分布的不對(duì)稱(chēng)性。

圖2 枕梁型材與上蓋板FSW接頭殘余應(yīng)力分布

圖3 枕梁型材與下蓋板FSW接頭殘余應(yīng)力分布

對(duì)于上蓋板FSW-UA接頭，縱向殘余應(yīng)力峰值位于攪拌頭前進(jìn)側(cè)的焊縫熔合線(xiàn)上，統(tǒng)計(jì)沿7條測(cè)量線(xiàn)的最高殘余應(yīng)力，沿著焊縫長(zhǎng)度方向的最高應(yīng)力峰值為183～210 MPa。同樣，上蓋板FSW-UB接頭的最高應(yīng)力峰值也集中在前進(jìn)側(cè)熔合線(xiàn)上，最高應(yīng)力峰值為186～207 MPa。鋁合金焊接接頭殘余應(yīng)力一般為其屈服強(qiáng)度的0.6～0.8倍。鋁合金母材的屈服強(qiáng)度RP0.2=257.2 MPa，由此計(jì)算出上蓋板FSW殘余拉應(yīng)力峰值范圍為A7N01材料屈服強(qiáng)度的71.2％～81.6％。

下蓋板FSW殘余應(yīng)力也是以縱向殘余應(yīng)力為主，縱向殘余應(yīng)力峰值出現(xiàn)在軸肩前進(jìn)側(cè)熔合線(xiàn)處，其中下蓋板FSW-DA接頭殘余應(yīng)力峰值為153～ 198 MPa，下蓋板FSW-DB接頭殘余應(yīng)力峰值為110～ 183 MPa?？梢?jiàn)，殘余拉應(yīng)力峰值范圍為A7N01屈服強(qiáng)度的42.8％～77％。

與焊縫寬度為18 mm的上蓋板FSW接頭殘余應(yīng)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(yīng)力呈非對(duì)稱(chēng)的M型雙峰分布特征，最大應(yīng)力值出現(xiàn)在前進(jìn)側(cè)的焊縫熔合邊界上，而焊縫中心線(xiàn)處因焊縫寬度較大，兩側(cè)母材對(duì)塑性狀態(tài)的焊縫金屬拘束程度降低，從而使焊縫拉伸殘余應(yīng)力得以部分松弛所致。

2.2 MIG接頭殘余應(yīng)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(cè)量線(xiàn)上的殘余應(yīng)力測(cè)量結(jié)果取其平均值繪制平均殘余應(yīng)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(yīng)力和橫向殘余應(yīng)力都是拉伸殘余應(yīng)力，在焊縫中心線(xiàn)的兩側(cè)呈對(duì)稱(chēng)分布特征。殘余應(yīng)力的高應(yīng)力區(qū)集中于焊縫及熱影響區(qū)，且縱向應(yīng)力大于橫向應(yīng)力。最高縱向殘余應(yīng)力和橫向殘余應(yīng)力都位于焊縫中心線(xiàn)上，其中沿著上蓋板MIG-UA焊縫長(zhǎng)度方向的縱向殘余應(yīng)力峰值為199～234 MPa，橫向殘余應(yīng)力峰值為145～ 185 MPa；沿著上蓋板MIG-UB焊縫長(zhǎng)度方向的縱向殘余應(yīng)力峰值為201～231 MPa，橫向殘余應(yīng)力峰值為177～183MPa。縱向應(yīng)力為母材屈服強(qiáng)度的77.4％～ 91％，橫向應(yīng)力為母材屈服強(qiáng)度的56.4％～71.9％。顯然，最大縱向殘余應(yīng)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(yīng)力分布

圖5 枕梁型材與下蓋板MIG接頭殘余應(yīng)力分布

由圖5可知，當(dāng)MIG焊縫寬度均為25 mm時(shí)，接頭的縱向殘余應(yīng)力和橫向殘余應(yīng)力在焊縫兩側(cè)呈對(duì)稱(chēng)分布特征，且縱向殘余應(yīng)力值大于橫向殘余應(yīng)力值。隨著距焊縫中心線(xiàn)的距離增加，縱向應(yīng)力和橫向應(yīng)力均逐漸減小，但縱向殘余應(yīng)力均為拉應(yīng)力，而橫向殘余應(yīng)力則逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力。高應(yīng)力區(qū)仍位于焊縫及熱影響區(qū)，但最高縱向殘余應(yīng)力和橫向殘余應(yīng)力都集中在熔合線(xiàn)上，而不是在焊縫中心。經(jīng)計(jì)算可知，沿著下蓋板MIG-DA焊縫長(zhǎng)度方向的縱向殘余應(yīng)力峰值為213～252 MPa，橫向殘余應(yīng)力峰值為153～186 MPa；沿著下蓋板MIG-DB焊縫長(zhǎng)度方向的縱向殘余應(yīng)力峰值為222～252 MPa，橫向殘余應(yīng)力峰值為111～186 MPa?？v向應(yīng)力達(dá)到母材屈服強(qiáng)度的82.8％～98％，橫向應(yīng)力達(dá)到母材屈服強(qiáng)度的43.2％～72.3％。最大縱向殘余拉應(yīng)力峰值已接近AN701母材的屈服極限。

由此可見(jiàn)，由于實(shí)際構(gòu)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(yīng)力峰值都接近甚至基本達(dá)到其母材的屈服極限。與MIG焊接頭的高殘余應(yīng)力值相比，F(xiàn)SW接頭的最高應(yīng)力峰值下降約20％。

3 結(jié)論

（1）枕梁攪拌摩擦焊（FSW）接頭縱向殘余應(yīng)力和橫向殘余應(yīng)力均為拉伸殘余應(yīng)力，其中縱向應(yīng)力水平遠(yuǎn)高于橫向應(yīng)力，可見(jiàn)縱向殘余應(yīng)力是攪拌摩擦焊的主要?dú)堄鄳?yīng)力。

（2）FSW接頭縱向殘余應(yīng)力在焊縫兩側(cè)呈不對(duì)稱(chēng)分布，在攪拌頭的前進(jìn)側(cè)殘余應(yīng)力值較高，返回側(cè)殘余應(yīng)力值相對(duì)較低，最高殘余應(yīng)力位于前進(jìn)側(cè)的軸肩作用邊緣即焊縫熔合界面處。

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

（4）MIG熔焊接頭縱向殘余應(yīng)力和橫向殘余應(yīng)力在MIG焊縫兩側(cè)呈對(duì)稱(chēng)分布特征，最高殘余應(yīng)力位于焊縫及熱影響區(qū)。

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

[1]茍國(guó)慶，于金朋．鋁合金車(chē)體結(jié)構(gòu)焊接殘余應(yīng)力研究[J]．電焊機(jī)，2011，41（11）：35-38.

[2]洪曉祥．高速列車(chē)鋁合金車(chē)體焊接構(gòu)件殘余應(yīng)力數(shù)值模擬[D]．四川：西南交通大學(xué)，2011.

[3]江超，陳輝.高速列車(chē)車(chē)體鋁合金抗應(yīng)力腐蝕性能[J].西南交通大學(xué)學(xué)報(bào)，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(yīng)力分布[J].焊接學(xué)報(bào)，2007，28（6）：105-109.

[5]Saliha Gachia，F(xiàn)arid Belahceneb1，F(xiàn)ouad 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(shù)值模擬方面的研究工作。