上海航天設備制造總廠(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性能分析

上海航天設備制造總廠(200245)

朱小剛 王聯(lián)鳳 孫 靖 程靈鈺

對15.0 mm厚7N01鋁合金進行了搭接攪拌摩擦焊連接，對搭接接頭進行了顯微組織、顯微硬度、抗剪以及疲勞性能測試。研究結果表明，采用攪拌針長度為17 mm的攪拌頭搭接接頭抗剪性能最佳，抗剪強度為245 MPa；搭接接頭微觀組織與對接接頭相比并無較大差異，但在結合面處形成了“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)，位于前進側和后退側的熱影響區(qū)；焊核區(qū)的硬度在厚度方向上存在一定的差異性；當N=1×106次時，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域，搭接接頭是關鍵的連接形式之一，如動車組枕梁與中心板之間的連接目前采用MIG角焊縫進行連接。然而，MIG角焊縫易于產生較大的殘余應力，極易產生裂紋。搭接攪拌摩擦焊技術為枕梁與中心板之間的連接提供了一種新方法。目前，國內外相關研究機構在攪拌摩擦焊方面的研究主要集中在對接接頭方面，但是對厚板搭接攪拌摩擦焊接頭的性能研究甚少[1-5]。

文中對厚為15.0 mm的7N01鋁合金進行了搭接攪拌摩擦焊焊接工藝以及力學性能試驗，研究了攪拌針長度對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在高速列車、航空以及航天制造中的推廣應用提供重要理論和科學依據[1]。

1 試驗材料與方法

搭接攪拌摩擦焊試驗在靜龍門式二維攪拌摩擦焊設備(HTJM15-100-2)上進行；采用的攪拌工具為包括4種不同攪拌針長度的攪拌頭，如圖1所示，其原理如圖2所示，螺距為2 mm。試驗采用厚度為15.0 mm的7N01鋁合金板材，其化學成分見表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)攪拌針長度優(yōu)化設計，設計4種長度的攪拌頭，攪拌針長度T為15.5 mm，16.0 mm，17.0 mm和18.0 mm。在工藝參數一定的情況下，即旋轉速度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準，評價攪拌頭性能的優(yōu)劣，選出最優(yōu)的攪拌針長度。

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

焊前鋁板用酒精擦拭，去除油污等雜質。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十字接頭和搭接接頭拉伸試樣方法》進行加工，形狀尺寸如圖3所示。拉伸試驗在CMT5305型萬能試驗機上進行；在HXS-1000A 型顯微硬度計上測量焊縫區(qū)顯微硬度分布。疲勞試驗在國產GPS300高頻疲勞試驗機試驗機上進行,應力比r=0.1，加載頻率為90 Hz，加載方式為軸向拉-拉疲勞。

表1 7N01鋁合金化學成分(質量分數，%)

圖3 搭接攪拌摩擦焊試件尺寸

2 試驗結果及分析

2.1 攪拌針長度優(yōu)化設計及工藝研究

對于搭接攪拌摩擦焊接頭而言，其抗剪強度可表示為：

(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度。

由圖4可以看出，隨著攪拌針長度的增加，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，采用不同長度攪拌針攪拌頭搭接接頭的抗剪性能隨著攪拌針長度的增加呈先增大后減小的變化趨勢。當攪拌針長度為17 mm時，搭接接頭的抗剪性能最佳，最大抗剪力為93.16 kN，抗剪強度為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)主要由均勻細小的等軸晶組成，屬于典型動態(tài)再結晶組織，這是在高溫和劇烈的塑性變形綜合作用下的結果。圖5c和圖5e為熱機影響區(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，但由于變形應變不足，熱機影響區(qū)并沒有形成再結晶等軸晶粒，此外前進側焊核區(qū)和熱機影響區(qū)過渡線較為明顯，而后退側的過渡線較模糊，這主要是因為前進側的焊縫金屬與母材金屬塑性流動方向相反，使母材金屬與焊縫金屬之間存在很大的相對變形差，這與宏觀形貌相同。圖5d為后退側熱影響區(qū)，圖5f為前進側熱影響區(qū)，熱影響區(qū)由于受到熱循環(huán)的作用，晶粒長大較為明顯。圖5g為母材區(qū)，由于未經受熱力作用，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”。這種組織具有更好的抗應力腐蝕的能力，當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?！袄浯钊毕荨?圖5h)和“虎克缺陷”(圖5i)對于搭接攪拌摩擦焊技術而言是無法避免的，這是由攪拌摩擦焊自身的工藝特點所決定的。在焊接過程中，塑性金屬主要是圍繞攪拌針做軸向流動，而在焊縫厚度方向上流動較少，上、下板結合面處的材料流動與混合有限，在焊核區(qū)的上、下板結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，這也是導致在拉伸試驗時最終均沿結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、下板的結合面處形成尖銳的缺口，即“虎克缺陷”，此處形成了較為嚴重的應力集中，這是導致疲勞斷裂的主要原因。

表2 采用不同攪拌針長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。對于上板距焊縫表面處，隨著距焊縫中心距離的增加，兩側的維氏硬度值呈現(xiàn)出一定程度的降低，在距焊縫中心5 mm(前進側，處于焊核區(qū)但靠近熱機影響區(qū))處和距焊縫中心10 mm(后退側，熱影響區(qū))處，硬度達到最小值，分別為HV 98.5和HV 101.2；焊核區(qū)平均硬度值為HV 103。對于上板靠近結合面處，隨著距焊縫中心距離的增加，兩側的維氏硬度值變化趨勢完全不同，前進側的硬度值呈減小的趨勢，在距焊縫中心10 mm(前進側，處于熱影響區(qū))處硬度值達到最小為HV 95；后退側的硬度值呈增大的趨勢，在距焊縫中心9 mm(后退側)處硬度值達到最大為HV 111.6，緊接著又急劇減小，在距焊縫中心10 mm(后退側)處硬度值達到最小為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。對于下板靠近結合面處，在距焊縫中心7 mm(前進側，處于熱影響區(qū))處硬度值達到最小為HV 100.1，在距焊縫中心7 mm(后退側，熱影響區(qū))處硬度值達到最小為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)位于前進和后退兩側的熱影響區(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比

2.4 疲勞性能分析

對于搭接接頭而言，疲勞載荷的名義應力S與疲勞壽命N關系可表示為：

SmN=C

(2)

式中：C，m為常數[6]。

將疲勞試驗數據在雙對數坐標系下進行直線擬合，將式(2)以雙對數表達為式(3)，擬合結果如圖7所示。擬合的lgS和lgN關系式如式(4)所示。

lgS=A-BlgN

(3)

式中：A，B為擬合常數。

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)可以計算得出，當N=1×106次時，條件疲勞極限為54.85 MPa，7N01鋁合金母材N=1×106次時對應的條件疲勞極限為135.8 MPa，搭接接頭疲勞強度為母材的40.4%。

3 結 論

(1)攪拌針長度是影響搭接攪拌摩擦焊性能的重要因素，當攪拌針長度為17.0 mm時，搭接接頭的抗剪性能最佳，最大抗剪力為93.16 kN，抗剪強度為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)微觀組織與對接接頭并無較大差異，但搭接接頭在上下板結合面處存在“虎克缺陷”和“冷搭缺陷”，這是導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)，位于前進側和后退側的熱影響區(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，建立了7N01(15 mm)鋁合金的S-N曲線，從而可以預測在規(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N=1×106次時，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].航空材料學報，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:天津大學碩士學位論文，2011.

[3] 何 如.高速列車鋁合金焊接接頭疲勞性能研究[D].北京:北京交通大學碩士學位論文，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焊顯微組織及力學性能分析[J].焊接，2014(11)：28-32.

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

[6] 楊新岐，欒國紅，許海生，等.鋁合金攪拌摩擦與MIG焊接接頭疲勞性能對比試驗[J].焊接學報，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)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，已申請專利11項。