張欣盟　何廣忠　王貝貝　薛鵬　肖伯律　倪丁瑞　馬宗義

摘要：針對軌道列車車體鋁合金攪拌摩擦焊過程中產(chǎn)生的裝配間隙問題，采用在間隙處填充焊絲與焊片的方式對6082-T6鋁合金進行攪拌摩擦焊接。結果表明，兩種填充方式的FSW接頭在拉伸過程中均斷裂于熱影響區(qū)，填充的焊絲與焊片并不會導致焊核區(qū)在拉伸過程中開裂，進而影響接頭力學性能。提高焊接速度有助于增強填充焊片接頭的拉伸強度，最優(yōu)焊接參數(shù)為轉速1 200 r/min，焊接速度600 mm/min，其抗拉強度達到245 MPa;而對于填充焊絲的接頭，其抗拉強度略有降低，為235 MPa。本研究為鋁合金長直攪拌摩擦焊縫間隙問題提供了一種有效的解決方案。

關鍵詞：攪拌摩擦焊;填料;6082鋁合金;力學性能

中圖分類號：TG453 文獻標志碼：A 文章編號：1001-2303（2020）12-0054-05

DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2020.12.12

0 前言

攪拌摩擦焊（Friction stir welding，F(xiàn)SW）是一種新型的固相連接技術，自1991年發(fā)明以來，受到了廣泛的研究和關注[1-5]。近年來FSW已廣泛應用于諸多制造領域，例如航空航天[6]、軌道交通[7-8]、船舶以及汽車制造業(yè)[4]，特別在鋁合金列車車體制造中成為最受關注的新型焊接技術。

在軌道列車車體實際FSW生產(chǎn)中，待焊部件多為長直的鋁合金型材或板材，由于接頭形式、型材直線度公差及FSW工裝精度等因素的影響，焊前裝配過程中常會存在一定的間隙。而且在FSW焊接過程中，因工裝卡具加壓固定問題，攪拌頭產(chǎn)生的強大下壓力也會造成裝配間隙逐漸變大。此外，在鋁合金型材的實際生產(chǎn)過程中常常發(fā)現(xiàn)，雖然焊接正面時未出現(xiàn)裝配間隙，然而因焊接變形背部出現(xiàn)了明顯的間隙。FSW焊縫的成形直接受材料的流動狀態(tài)影響，而間隙的存在會導致FSW過程中焊縫區(qū)材料不足，從而影響正常的材料流動和接頭微觀組織變化及力學性能[9-12]。當裝配間隙過大時，由于FSW過程中材料不能及時填充，焊核區(qū)材料流動發(fā)生異常，很難得到無缺陷的FSW接頭，常出現(xiàn)孔洞、隧道型的結構缺陷。

綜上所述，在軌道列車車體的長直鋁合金部件FSW焊接時，常出現(xiàn)裝配間隙超出工藝要求的情況，不僅成為產(chǎn)生焊接缺陷的潛在隱患，同時造成產(chǎn)品合格率降低，影響生產(chǎn)效率，必須予以解決。文中選用在間隙處填充鋁合金焊絲或焊片的方法進行FSW，該方法成本低、操作簡單。通過在不同的焊接參數(shù)下進行FSW，對接頭宏觀、微觀組織進行觀察，并測試接頭的力學性能，確立優(yōu)化的FSW工藝參數(shù)，從而建立鋁合金間隙填料FSW新工藝。

1 實驗材料與方法

研究選用6082-T6鋁合金板材，板厚4 mm，焊前用丙酮清洗油污。選用典型間隙1 mm的板材作為研究對象，用1 mm厚的焊片和兩條直徑1 mm的焊絲進行對接間隙填充。焊片材質(zhì)為與母材材質(zhì)一致的6082鋁合金薄片，寬度為4 mm，焊前用丙酮清洗油污，焊片與焊絲的放置位置及填料FSW過程橫截面示意如圖1所示。焊接工具軸肩直徑為20 mm，攪拌針長為3.72 mm，攪拌針根部直徑為8 mm，工具傾角為2.5°，焊接工具的材質(zhì)為H13熱作模具鋼。FSW試驗時與實際應用中工況相同，均平行于板材軋制方向進行焊接，焊接工藝參數(shù)和樣品編號如表1所示。

對于FSW接頭宏觀形貌的分析樣品，垂直于焊縫方向采用電火花切割截取橫向金相試樣，依次使用150#、240#、400#、800#、1200#和2000#砂紙進行機械磨制，然后機械拋光處理。進行金相腐蝕時，首先采用傳統(tǒng)的Keller試劑（2.5 mL HNO3+1.5 mL HF+95 mL H2O）進行腐蝕，然后采用光學顯微鏡（Optical microscope，OM）觀察FSW接頭樣品橫截面。拉伸樣品垂直于焊接方向取樣，樣品尺寸如圖2所示，拉伸測試時初始應變速率為10-3 s-1。采用FEI Quanta 600型掃描電鏡對拉伸斷口進行觀察分析。

2 實驗結果與討論

2.1 接頭微觀組織

不同工藝參數(shù)下FSW接頭的宏觀形貌如圖3所示，可以明顯看出焊核區(qū)的輪廓。1200-600-P和800-200-P樣品橫截面上均未觀察到孔洞等缺陷存在，而在兩種樣品的焊核區(qū)均可觀察到“S”線的存在。但800-200-P試樣與1200-600-P試樣相比，能夠觀察到明顯的“洋蔥環(huán)”結構，這是由于焊接速度的降低使得材料能有足夠的時間充分流動，更有利于“洋蔥環(huán)”的形成。而對于鋁合金的填料FSW，與傳統(tǒng)FSW相比，由于對接面中焊片的加入增加了被焊材料的表面積，使氧化物的數(shù)量增多，因此焊核區(qū)的“S”線相對更明顯。而且此時“S”線不再呈現(xiàn)出單一線條的分布，焊核中出現(xiàn)了更多的“S”線，且原始的焊片破碎成塊狀顆粒分布在焊核區(qū)。

1500-1000-P接頭橫截面的宏觀形貌如圖3c所示。焊核中可以觀察到明顯的“洋蔥環(huán)”這一特征結構，而在焊核邊界處和上表面可觀察到明顯的微裂紋。從“S”線在填料FSW接頭焊核區(qū)的分布及接頭的腐蝕襯度差異可以推斷，對接面添加的焊片在FSW后主要分布在焊核區(qū)的中心位置，高焊接速度下的FSW焊核區(qū)焊片的破碎程度較弱，通常呈大塊狀存在，且焊片通常呈現(xiàn)出連續(xù)分布的狀態(tài)。1200-600-S接頭橫截面宏觀形貌如圖3d所示。由于焊絲體積較小，對接面的氧化膜變少，因此橫截面上的“S”線數(shù)量較少，并大多集中在焊核的中下部分。

2.2 拉伸性能

拉伸測試結果及拉伸曲線如表2、圖4所示。從拉伸性能來看，800-200-P試樣的強度最低，約為230 MPa，但延伸率稍好，約8.0%。當焊接速度增加到600 mm/min時，1200-600-P試樣抗拉強度為245 MPa，而且該試樣的屈服強度也較高，約為140 MPa。這是由于隨著焊接速度的提升，熱影響區(qū)的高溫持續(xù)時間與最高峰值溫度均低于低焊接速度時的，導致熱影響區(qū)寬度較窄，軟化程度較小[13-14]。所有的拉伸樣品均斷裂在軸肩邊緣，且從側面看斷裂方向與拉伸方向約成45°，即與最大剪切力方向及焊核區(qū)邊界一致。焊片的加入并沒有導致FSW接頭斷裂在焊核區(qū)，間隙填料FSW接頭的拉伸力學性能與常規(guī)FSW接頭的力學性能較為吻合[15-16]。800-200-P樣品由于焊接速度較低，熱影響區(qū)的高溫影響時間增長，熱影響區(qū)析出相發(fā)生回溶或粗化，嚴重導致該接頭強度降低[17-18]。

對于沉淀強化鋁合金而言，焊速的提高有助于材料力學性能，并且高焊速必須同時結合高轉速以增強材料流動，防止缺陷產(chǎn)生，才能得到更高的拉伸強度[17，19]。根據(jù)拉伸結果，1500-1000-P-1試樣抗拉強度為245 MPa，延伸率為3%，樣品斷裂在焊核區(qū)，雖然其抗拉強度與1200-600試樣相當，但延伸率卻明顯降低。而1500-1000-P-2試樣的抗拉強度僅為225 MPa，與1500-1000-P-1試樣相比進一步降低，延伸率僅為1.2%。這是由于焊速過高時，填充物容易飛出從而影響焊接過程中的材料流動，造成隧道、裂紋等焊接缺陷。因此1500-1000參數(shù)的力學性能不穩(wěn)定，強度波動較大，且試樣斷裂在焊核區(qū)。而對于1200-600-S接頭，其強度并未提高，拉伸斷裂位置位于軸肩以內(nèi)的熱影響區(qū)?？傮w來說，1 200 r/min、600 mm/min參數(shù)下的FSW接頭的綜合拉伸性能最好，對于填充焊片和焊絲的焊接接頭，其抗拉強度分別為245 MPa、235 MPa，并且拉伸斷裂位置均位于熱影響區(qū)。因此在優(yōu)化的焊接參數(shù)下，焊片和焊絲的加入不會導致拉伸斷裂發(fā)生在焊核區(qū)，進而影響接頭的拉伸性能。

6082-T6鋁合金板材填片F(xiàn)SW接頭拉伸斷口的典型形貌如圖5所示。由圖5可知，1 200 r/min-600 mm/min和800 r/min-200 mm/min工藝參數(shù)下接頭的斷口宏觀形貌沒有孔洞、隧道和弱結合等缺陷，在高倍形貌圖中均呈現(xiàn)出韌性斷裂的模式，與常規(guī)FSW接頭類似。而由斷口的高倍SEM照片可以觀察到明顯的韌窩狀形貌，表明接頭在拉伸過程中具有良好的塑性變形能力。而對于1500-1000-P接頭，在拉伸之后斷裂位置位于焊核區(qū)，其斷裂位置與橫截面金相處聚集的塊狀未分散的“S”線顆粒以及隧道缺陷有關，并且其拉伸啟裂位置在焊核邊界的微裂紋處。此參數(shù)下力學性能不穩(wěn)定，斷口上可以看到隧道以及焊接產(chǎn)生的微裂紋。這是由于焊接速度較高，導致焊核內(nèi)形成了大量微裂紋和孔洞，從而降低材料性能，且強度波動較大。

6082-T6鋁合金板材填焊絲FSW接頭拉伸斷口形貌如圖6所示，接頭的斷口呈現(xiàn)出韌性斷裂的模式。而由斷口的高倍SEM照片可以觀察到明顯的韌窩狀形貌，表明接頭在拉伸過程中具有良好的塑性變形，這與之前的拉伸測試結果一致。在韌窩底部并未發(fā)現(xiàn)粗大的析出相以及其他第二相粒子，斷裂發(fā)生在熱影響區(qū)，這表明基體中的強化相在焊接過程中主要發(fā)生了回溶現(xiàn)象，導致接頭強度降低。

3 結論

通過在間隙中添加焊片或焊絲可以在一定的工藝范圍內(nèi)得到性能較好的接頭組織，為裝配過程中出現(xiàn)的間隙問題提供了一種解決方案。焊接過程中的轉速變化并不會顯著影響接頭的力學性能，而提高焊速對其力學性能的提高有明顯效果。但焊速過高時，填充物容易飛出從而形成缺陷，文中最適宜的焊速為600 mm/min。焊速200 mm/min 時抗拉伸強度最低為230 MPa，焊接速度提高至600 mm/min，抗拉強度提高至245 MPa。當焊速繼續(xù)增大到1 000 mm/min時，其拉伸性能出現(xiàn)明顯的波動，斷裂于焊核區(qū)。

參考文獻：

[1] Mishra R S，Ma Z Y. Friction stir welding and processing[J]. Mater. Sci. Eng. R，2005，50（1-2）：1-78.

[2] 薛鵬，張星星，吳利輝，等. 攪拌摩擦焊接與加工研究進展[J]. 金屬學報，2016，52（10）：1222-1238.

[3] 馬宗義，商喬，倪丁瑞，等. 鎂合金攪拌摩擦焊接的研究現(xiàn)狀與展望[J]. 金屬學報，2018，54（11）：1597-1617.

[4] Threadgill P L，Leonard A J，Shercliff H R，et al. Frictionstir welding of aluminium alloys[J]. Int. Mater. Rev.，2009，54（2）：49-93.

[5] Nandan R，DebRoy T，Bhadeshia H K D H. Recent adva-nces in friction-stir welding-Process，weldment structureand properties[J]. Prog Mater Sci，2008，53（6）：980-1023.

[6] Wang G，Zhao Y，Hao Y. Friction stir welding of high-str-ength aerospace aluminum alloy and application in rockettank manufacturing[J]. J Mater Sci Technol，2018，34（1）：73-91.

[7] Cam G，Mistikoglu S. Recent Developments in Friction StirWelding of Al-alloys[J]. J. Mater. Eng. Perform.，2014，23（6）：1936-1953.

[8] Kawasaki T，Makino T，Masai K，et al. Application of fric-tion stir welding to construction of railway vehicles[J]. JsmeInt J A-Solid M，2004，47（3）：502-511.

[9] Yang X，F(xiàn)eng W，Li W，et al. Numerical modelling and ex-perimental investigation of thermal and material flow inprobeless friction stir spot welding process of Al 2198-T8[J]. Sci Technol Weld Joining，2018，23（8）：704-714.

[10] Zeng X H，Xue P，Wang D，et al. Material flow and voiddefect formation in friction stir welding of aluminium alloys[J]. Sci Technol Weld Joining，2018，23（8）：677-686.

[11] Xu S，Deng X，Reynolds A P，et al. Finite element simul-ation of material flow in friction stir welding[J]. Sci TechnolWeld Joining，2001，6（3）：191-193.

[12] Gerlich A，Su P，Yamamoto M，et al. Material flow and in-termixing during dissimilar friction stir welding[J]. Sci Tec-hnol Weld Joining，2008，13（3）：254-264.

[13] 王希靖，魏學玲，張亮亮. 6082-T6鋁合金攪拌摩擦焊組織演變與力學性能[J]. 焊接學報，2018，39（3）：1-5，129.

[14] 張克梁. 汽車車身用6082鋁材攪拌摩擦焊工藝及其接頭性能研究[D]. 廣東：華南理工大學，2017.

[15] Yang C，Zhang J F，Ma G N，et al. Microstructure and me-chanical properties of double-side friction stir welded 6082Al ultra-thick plates[J]. J. Mater. Sci. Technol.，2020（41）：105-116.

[16] Ericsson M，Sandstrom R. Fatigue of friction stir welded AlMgSi-alloy 6082[J]. Materials Science Forum，2000：1787-1792.

[17] Liu F C，Ma Z Y. Influence of Tool Dimension and WeldingParameters on Microstructure and Mechanical Propertiesof Friction-Stir-Welded 6061-T651 Aluminum Alloy[J].Metall. Mater. Trans. A，2008，39（10）：2378-2388.

[18] 張欣盟，楊景宏，閆占奇，等. 12 mm厚6082鋁合金攪拌摩擦焊工藝[J]. 電焊機，2014（4）：54-57.

[19] 張亮亮. 6082-T6鋁合金攪拌摩擦焊過程中組織演變規(guī)律及其對焊接接頭力學性能的影響[D]. 甘肅：蘭州理工大學，2018.

收稿日期：2020-11-09

作者簡介：張欣盟（1980— ），男，博士，教授級高工，主要從事軌道車輛焊接工藝方面的研究。E-mail：xinmengzhang@163.com。