李洪林，金鑫,李勤，霍英妲，李褔寶

(1.沈陽工業(yè)大學(xué)，遼寧 遼陽 111000；2.遼寧忠旺集團(tuán)有限公司，遼寧 遼陽 111000)

0 前言

汽車輕量化已成為當(dāng)今研究的熱門話題，在保證人身安全的情況下，首先考慮減輕車身重量及改善車身結(jié)構(gòu)。將輕質(zhì)材料應(yīng)用在車身結(jié)構(gòu)上已成為汽車輕量化進(jìn)程中的重中之重[1-2]。鋁合金具有低密度、高比模量、高比強(qiáng)度，擁有良好的加工性能及耐腐蝕性能，決定了其焊接時(shí)應(yīng)采用能量集中的焊接方法[3-6]。激光焊接鋁合金，因?yàn)楹附有矢摺⒑缚p深寬比大、晶粒細(xì)小及熱影響區(qū)窄等優(yōu)點(diǎn)而備受關(guān)注[7-9]。

眾所周知，應(yīng)變速率表示引伸計(jì)在標(biāo)距測量時(shí)單位時(shí)間內(nèi)的應(yīng)變增加量。將拉伸應(yīng)變速率作為指標(biāo)，在0.01 s-1以下叫做靜態(tài)拉伸，0.01～1 000 s-1叫做動(dòng)態(tài)拉伸測試。目前靜態(tài)測試從試驗(yàn)設(shè)備到試驗(yàn)規(guī)范都比較完善，試驗(yàn)室間的比對(duì)試驗(yàn)結(jié)果差異較小。研究鋁合金在該應(yīng)變速率范圍內(nèi)的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能對(duì)車身結(jié)構(gòu)輕量化設(shè)計(jì)至關(guān)重要[10-11]。相關(guān)學(xué)者在大量研究后發(fā)現(xiàn)，鋁合金在動(dòng)態(tài)沖擊載荷作用下會(huì)表現(xiàn)出與靜態(tài)及準(zhǔn)靜態(tài)載荷作用下不同的力學(xué)性能[12-13]，這表明鋁合金在變形過程中具有應(yīng)變速率效應(yīng)敏感性。已有研究結(jié)果發(fā)現(xiàn)鋁合金屬于低應(yīng)變速率敏感性材料[14]。

目前，對(duì)鋁合金母材大應(yīng)變速率范圍內(nèi)動(dòng)態(tài)力學(xué)性能的研究較多[15-18]，而對(duì)焊接接頭進(jìn)行高速拉伸卻鮮有研究，在鋁合金焊接結(jié)構(gòu)中，斷裂失效及損壞往往出現(xiàn)在焊接接頭處，因此接頭處力學(xué)性能起到關(guān)鍵性作用，因此，文中主要針對(duì)6005A-T6鋁合金進(jìn)行焊接接頭高應(yīng)變速率動(dòng)態(tài)力學(xué)性能研究，主要采用激光填絲焊、激光-MIG復(fù)合焊、激光-CMT復(fù)合焊3種焊接工藝對(duì)6005A-T6鋁合金進(jìn)行焊接。根據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)研究結(jié)果顯示，應(yīng)變速率均采用從低到高進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，覆蓋了從準(zhǔn)靜態(tài)到動(dòng)態(tài)應(yīng)變速率范圍，文中主要研究不同焊接方法的高速拉伸性能，因此選取典型應(yīng)變速率200 s-1進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，得出真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線[19]，分析拉伸斷裂機(jī)理及形貌特征，并擬合Johnson-Cook本構(gòu)模型[20]，得出3種焊接工藝塑性變形本構(gòu)方程，并對(duì)其進(jìn)行擬合驗(yàn)證。

1 試驗(yàn)材料及方法

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)材料為6005A-T6鋁合金，板厚為3 mm，填充材料為ER5087，直徑1.2 mm，保護(hù)氣體采用99.99%Ar。對(duì)母材進(jìn)行力學(xué)性能檢測，母材的抗拉強(qiáng)度為298.5 MPa，屈服強(qiáng)度為230.8 MPa，斷后伸長率為10.9%，試驗(yàn)材料的化學(xué)成分見表1。

表1 6005A-T6鋁合金化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù),%)

1.2 試驗(yàn)設(shè)備及方法

焊接設(shè)備采用Trudisk 8002碟片式激光器，最大功率可達(dá)8 kW，HighYAG的BIMO雙焦點(diǎn)激光焊接頭進(jìn)行激光填絲焊接試驗(yàn)，采用前置送絲方式，焊絲在前、激光在后，激光同時(shí)對(duì)母材及焊絲產(chǎn)生作用，焊絲不停地向熔池中填充，最終液態(tài)熔池快速冷卻凝固后形成焊縫。

結(jié)合Fronius焊機(jī)，進(jìn)行激光-MIG、激光-CMT復(fù)合焊接試驗(yàn)，采用激光在前、電弧在后的焊接方式，激光起到引導(dǎo)作用，瞬間將熔池打開，光絲間距固定到3 mm，光絲間距過大，起不到復(fù)合焊接效果；間距過小，由于激光、電弧間的耦合作用，電弧等離子體阻礙激光傳輸，影響激光吸收率。

由于鋁合金表面具有高反射性，在激光焊接時(shí)為避免光反現(xiàn)象對(duì)激光頭鏡片產(chǎn)生損傷，試驗(yàn)前需要將激光頭偏轉(zhuǎn)6°～10°，將激光反射至安全方向。

采用日本島津電子萬能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行試板準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試驗(yàn)，得到準(zhǔn)靜態(tài)下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線圖，以便與高速率下的數(shù)據(jù)進(jìn)行比對(duì)。

對(duì)3種不同焊接工藝的試樣件進(jìn)行高速拉伸性能試驗(yàn)，使用Instron VHS 160/100-20高應(yīng)變速率試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行單向拉伸試驗(yàn)，應(yīng)變速率采用200 s-1，在試樣夾持端兩側(cè)相同位置粘貼應(yīng)力應(yīng)變片，來提高試驗(yàn)數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性，并對(duì)3種焊接工藝試樣分別進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)拉伸，將準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試驗(yàn)結(jié)果與200 s-1高應(yīng)變速率拉伸試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。激光焊接設(shè)備及高應(yīng)變速率試驗(yàn)機(jī)如圖1所示，拉伸試樣尺寸如圖2所示。

圖1 試驗(yàn)設(shè)備

圖2 拉伸試樣尺寸

采用日本島津SSX-550分析掃描電子顯微鏡對(duì)3種焊接工藝試樣高速拉伸斷口形貌進(jìn)行觀察，通過斷口形貌觀察結(jié)果，分析斷裂機(jī)理，并結(jié)合能譜對(duì)析出相成分進(jìn)行分析。

前期通過大量工藝試驗(yàn)驗(yàn)證，對(duì)焊縫表面成形良好、無氣孔裂紋等表面缺陷、保證焊縫熔透的前提，挑選出3種焊接工藝下最優(yōu)的焊接工藝參數(shù)，見表2。

表2 試驗(yàn)參數(shù)

2 結(jié)果與分析

2.1 不同焊接工藝下的動(dòng)態(tài)拉伸性能分析

圖3為3種焊接工藝下的準(zhǔn)靜態(tài)及200 s-1高應(yīng)變速率下的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線圖，表3為200 s-1高應(yīng)變速率下抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度及斷后伸長率。從圖中可以看出，在準(zhǔn)靜態(tài)及200 s-1應(yīng)變速率下進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，3種焊接工藝的應(yīng)力-應(yīng)變曲線變化規(guī)律一致，即隨著真應(yīng)變的不斷增加，真應(yīng)力也呈現(xiàn)出增大趨勢，當(dāng)應(yīng)變在0%～0.5%之間時(shí)，應(yīng)力-應(yīng)變表現(xiàn)為彈性階段，當(dāng)準(zhǔn)靜態(tài)應(yīng)變超過0.5%之后，增長幅度開始逐漸減緩，并趨于平緩，這是由于當(dāng)載荷增加到一定值時(shí)，拉伸曲線在屈服點(diǎn)開始出現(xiàn)變化，在過了屈服點(diǎn)之后，試樣開始發(fā)生明顯的塑性變形，當(dāng)載荷達(dá)到最大值時(shí)，試樣的某一區(qū)域截面開始急劇縮小，出現(xiàn)了“頸縮”現(xiàn)象，接頭的變形與斷裂主要體現(xiàn)在HAZ處，因?yàn)樵诤附舆^程中，HAZ處發(fā)生軟化，力學(xué)性能相對(duì)于母材有所降低，拉伸頸縮階段的變形主要集中在這個(gè)位置，直至試樣斷裂。

圖3 3種焊接工藝真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線

表3為3種焊接工藝下拉伸實(shí)驗(yàn)結(jié)果。由表3試驗(yàn)結(jié)果可知，3種焊接方法下激光填絲焊焊接接頭高速拉伸性能最好，屈服強(qiáng)度達(dá)到220 MPa，屈服強(qiáng)度相比于準(zhǔn)靜態(tài)提高了約29.5 MPa；激光-MIG復(fù)合焊高速拉伸性能次之，為206 MPa，抗拉強(qiáng)度相比于準(zhǔn)靜態(tài)提高了約20.1 MPa；激光-CMT復(fù)合焊高速拉伸性能最低，為196 MPa，抗拉強(qiáng)度相比于準(zhǔn)靜態(tài)提高了約16.8 MPa。由表3中數(shù)據(jù)可知，高速拉伸斷后伸長率相比于準(zhǔn)靜態(tài)斷后伸長率有所降低。

表3 3種焊接工藝下拉伸試驗(yàn)結(jié)果

激光填絲焊的抗拉強(qiáng)度在3種焊接工藝中最高，主要是由于激光填絲焊能量密度集中、熱輸入低，焊接時(shí)熔池吸收的熱量較低，熔池凝固速度快，有利于組織細(xì)化，焊縫晶粒組織細(xì)小，接頭抗拉強(qiáng)度較高。

2.2 不同焊接工藝下試樣的拉伸斷口分析

對(duì)3種焊接工藝的高速拉伸試樣拉伸斷裂后形貌如圖4所示?？梢钥闯?，3種焊接工藝的斷裂位置均在HAZ區(qū)，這與準(zhǔn)靜態(tài)拉伸斷裂位置一致，由于6005A鋁合金為可熱處理強(qiáng)化鋁合金，HAZ處晶粒組織粗大，硬度較低，該區(qū)域又被稱為軟化區(qū)，充分說明HAZ處為焊接接頭最為薄弱的地方。

圖4 高速拉伸試樣件

采用島津SSX-550分析掃描電子顯微鏡對(duì)焊接件拉伸斷口形貌進(jìn)行2000X電鏡掃描，并結(jié)合EDS對(duì)斷口處析出相成分進(jìn)行分析，圖5為激光填絲焊、激光-MIG復(fù)合焊、激光-CMT復(fù)合焊3種焊接工藝基于200 s-1高速拉伸下的掃描電鏡結(jié)果。位置1，2，3處EDS結(jié)果如圖5d～圖5f所示。從圖5a～圖5c中可以看出，3種焊接工藝斷口處存在大量韌窩，斷裂機(jī)理為韌性斷裂。激光焊接過程中，接頭在熔池將要開始凝固且處于高溫狀態(tài)下時(shí)，強(qiáng)化相溶解于焊縫基體中，在隨后的緩慢冷卻過程中以平衡狀態(tài)的β-Mg2Si相的形式析出。從圖中可以看出，激光填絲焊相比于其他2種焊接方法韌窩較深，所以韌性較好；激光-MIG復(fù)合焊、激光-CMT復(fù)合焊韌窩較淺，韌性較激光填絲焊略低。對(duì)圖中1，2，3處位置進(jìn)行EDS分析，EDS能譜圖如圖5d～圖5f所示，由能譜圖及元素成分含量數(shù)據(jù)可以看出，除了Al基體外，位置1，2，3處均為平衡狀態(tài)的Mg2Si相，說明在6005A鋁合金激光焊接快冷快熱下，焊縫中的主要強(qiáng)化相β”相重新熔入Al基體并且大部分Mg，Si原子以平衡狀態(tài)的Mg2Si相形式析出。

圖5 SEM及EDS析出物成分分析

3 Johnson-Cook本構(gòu)方程擬合

由于該試驗(yàn)中不涉及到溫度變化，因此采用簡化的Johnson-Cook本構(gòu)方程[21-22]：

(1)

式中：A為準(zhǔn)靜態(tài)屈服強(qiáng)度；B，n為加工硬化參數(shù)；C為應(yīng)變速率敏感系數(shù)。為形成有效、直觀的對(duì)比，分別以式(1)擬合3種焊接工藝的Johnson-Cook方程，從圖3b中截取塑性段曲線，如圖6所示。

利用準(zhǔn)靜態(tài)曲線及數(shù)據(jù)獲取塑性變形段截距，即A值(MPa)，隨后以最小二乘法擬合曲線以求得B值和n值；利用真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變數(shù)據(jù)擬合圖6中曲線以求得C值[23]。計(jì)算結(jié)果詳見表4。

圖6 3種焊接工藝塑性段真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線

將表4中的擬合結(jié)果代入本構(gòu)方程模型，得到3種焊接工藝的本構(gòu)方程，分別為式(2)～式(4):

表4 本構(gòu)方程參量擬合計(jì)算結(jié)果

(2)

(3)

(4)

分別將3種焊接工藝擬得的本構(gòu)方程曲線和塑性變形段試驗(yàn)曲線繪制于圖7，不難看出，測試曲線與擬合曲線擬合良好，因此式(2)～式(4)可以對(duì)以該文的3種焊接工藝所得的焊接接頭進(jìn)行高應(yīng)變速率下的塑性變形進(jìn)行準(zhǔn)確地描述和預(yù)測[19]。

圖7 200 s-1應(yīng)變速率下3種焊接工藝的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線及擬合曲線

4 結(jié)論

(1)3種焊接工藝下激光填絲焊焊接接頭高速拉伸性能最好，屈服強(qiáng)度達(dá)到220 MPa，激光-MIG復(fù)合焊和激光-CMT復(fù)合焊焊接接頭屈服強(qiáng)度分別為206 MPa和196 MPa，這主要是由于激光填絲焊接相比于其他2種焊接方法的熱輸入低，有利于組織細(xì)化，提高材料力學(xué)性能。

(2)斷口SEM掃描電鏡結(jié)果分析表明，斷口處存在大量韌窩，由此判定斷裂方式為韌性斷裂，結(jié)合EDS能譜，內(nèi)部析出相主要為Mg2Si。

(3)Johnson-Cook本構(gòu)方程曲線與原始曲線擬合較好，可以對(duì)不同焊接方法接頭在高應(yīng)變速率下的塑性變形進(jìn)行預(yù)測。