吳慶祝，許鴻吉，邱勁松，劉 楷

大連交通大學，遼寧 大連 116028

0 前言

6xxx系鋁合金因密度低、比強度高、成形性好等優(yōu)點而備受關注[1-3]。經(jīng)過熱處理的6005A鋁合金具有優(yōu)良的抗腐蝕性能和良好的抗擠壓性能，常用于高速列車的側(cè)墻和車頂?shù)溶嚿斫Y構，可以減少自重和燃料的消耗[4-5]。20世紀末，德、法、日等發(fā)達國家率先實現(xiàn)了高速列車車身結構的全鋁合金輕量化制造。21世紀初我國開始進行鋁合金結構高速列車的研發(fā)和制造，到目前全鋁合金車身結構已全面應用于“和諧號”系列高速動車組列車、新一代標準動車組復興號列車以及各型輕軌地鐵車輛的制造。

高強度鋁合金焊接接頭的疲勞行為和疲勞裂紋萌生、擴展等微觀機理已成為近年來的研究熱點[6]。如吳文波等[7]對3 mm厚度6005A-T6鋁合金型材進行MIG角接焊接，發(fā)現(xiàn)了其力學性能及焊接參數(shù)對組織的影響；張富亮[8]等利用攪拌摩擦焊在4種不同的工藝參數(shù)下對3 mm厚6005A合金板材進行工藝對比實驗，給出了特定板厚下攪拌摩擦焊的最佳參數(shù)；鈕旭晶等[9]對不同裝配條件下6005A-T6鋁合金型材焊接接頭進行疲勞試驗，發(fā)現(xiàn)錯邊會降低試件的疲勞性能。這些研究都是針對薄板的力學性能及疲勞性能，對于6005A厚板的疲勞性能研究較少，因此本文對6005A鋁合金厚板的對搭接攪拌摩擦焊焊接接頭的力學性能和疲勞性能進行研究，以期為實際生產(chǎn)和相關工業(yè)產(chǎn)品制造提供數(shù)據(jù)支撐。

對搭接接頭形式在列車型材結構件組裝中較為常見，焊縫美觀并具有較強的力學性能，能夠大大節(jié)約材料的使用，但與常規(guī)FSW對接接頭相比，對搭接FSW接頭搭接末端往往存在一個類似于裂縫的未焊區(qū)，即Hook缺陷，該缺陷會對材料的凈連接厚度產(chǎn)生影響，降低接頭強度[10]。文中以24 mm厚的6005A-T6鋁合金FSW對搭接焊接頭為研究對象，通過開展拉伸試驗、彎曲試驗、疲勞試驗和金相組織及斷口形貌分析，得到對搭接FSW接頭力學性能和疲勞性能試驗數(shù)據(jù)，為企業(yè)生產(chǎn)和車體制造提供數(shù)據(jù)支撐。

1 試驗材料及方法

1.1 試驗材料

試驗選用24 mm厚的6005A-T6鋁合金厚板作為基材，其化學成分如表1所示，力學性能如表2所示。待焊板材尺寸為3 000 mm×950 mm×24 mm，采用如圖1所示的對搭接方式進行焊接。

表1 6005A-T6鋁合金型材的化學成分（質(zhì)量分數(shù)，%）Table 1 Chemical composition of 6005A-T6Al-alloy profile（wt.%）

表2 6005A-T6鋁合金的力學性能Table 2 Mechanical properties of 6005A-T6Al-alloy

圖1 對搭接示意圖Fig.1 Schematic diagram of the lap joint

1.2 試驗方法

試驗用設備為FOOKE攪拌摩擦焊設備。由于板厚較大需先點固再焊接，點固方式為采用4.8 mm攪拌針先進行整體焊接，隨后用27.5 mm攪拌針再重復整個過程。焊接參數(shù)如表3所示。

表3 焊接工藝參數(shù)Table 3 Welding process parameters

焊前使用丙酮清洗板材表面，去除氧化膜和表面油污；焊后按標準進行外觀檢查（ISO25239-5）、射線探傷（ISO17636）、滲透探傷（ISO3452）。在DMi8-Leica數(shù)碼金相顯微鏡下觀察母材、熱影響區(qū)、熱機影響區(qū)和焊核區(qū)的顯微組織。按GB/T4342-1991《金屬顯微維氏硬度標準》測量接頭維氏硬度分布，載荷500 gf，保持時間15 s，步長2 000 μm。

將型材加工成拉伸試件，按照標準（ISO4136-2001）進行焊接接頭拉伸性能測驗。使用LSM-6360V掃描電子顯微鏡對斷后形貌進行掃描。

彎曲試驗：將型材加工成彎曲試件，試驗在微機控制電子式萬能試驗機上進行，將加工好的試件側(cè)彎180°觀察試件表面有無裂紋。

疲勞試驗：將型材加工成疲勞試件，試驗設備為PLC-200高頻疲勞試驗機。試驗采用應力循環(huán)比R=0.1，指定循環(huán)壽命取1×106次。疲勞技術規(guī)格為：靜態(tài)負荷精度±1%，動荷平均波動度±1%，動負荷振幅波動度±2%。

2 試驗結果及分析

2.1 焊接接頭金相組織

焊接接頭宏觀形貌及Hook缺陷示意如圖2所示。由于采用對搭接FSW，Hook缺陷是無法避免的，但只要滿足實際生產(chǎn)需求即能夠達到所需的工藝強度。

圖2 宏觀形貌及HooK缺陷示意圖Fig.2 Schematic diagram of macroscopic appearance and hook defect

焊接接頭顯微組織如圖3所示。由圖3a可知，焊核區(qū)顯微組織主要為α（Al）相基體和其上分布的部分析出β（Mg2Si）相，由于受到攪拌頭的熱輸入，焊核由外向內(nèi)進行冷卻，焊核最后冷卻導致其晶粒形態(tài)為等軸樹枝晶，晶粒均勻細小[6]。

圖3 焊接接頭顯微組織Fig.3 Schematic diagram of the microstructure of the welded joint

如圖3b可知，后退側(cè)熱機影響區(qū)晶粒由于同時受到熱輸入和機械攪拌的作用，晶粒粗大并被拉長。與之相比，前進側(cè)（見圖3c）晶粒更為粗大且具有一定方向。這是由于雖然前進側(cè)和后退側(cè)都受到了攪拌針的剪切力與母材的擠壓力，但前進側(cè)兩者方向相反，晶粒變化更為劇烈，而后退側(cè)兩者方向相同。前進側(cè)和后退側(cè)熱機影響區(qū)在攪拌針的劇烈攪拌作用下，塑性鋁材料在接近焊核區(qū)的小部分區(qū)域發(fā)生了局部破碎和粘附長大現(xiàn)象，而其他部分的組織發(fā)生了較大程度的彎曲變形，并在焊接熱循環(huán)作用下發(fā)生回復和再結晶[11]。與接頭中的其他區(qū)域相比，熱機影響區(qū)組織變化最為劇烈，在劇烈變化的粘附力和焊接熱循環(huán)的綜合作用下，形成了從粘附長大的破碎組織到彎曲變形的帶狀組織的變化梯度，其中還混有再結晶晶粒和回復晶粒[12]。

由圖3d可知，熱影響區(qū)晶粒變得粗大，沿軋制方向延長呈纖維狀，由于沒有外力作用，晶粒未發(fā)生變形。由圖3e可知，母材區(qū)成分均勻，組織組成相較于熱影響區(qū)變化不大，但晶粒較為細小。

2.2 硬度試驗

焊接接頭硬度變化曲線如圖4所示，硬度分布呈“W”型。焊核區(qū)硬度較高，從中心向外，當達到TMAZ時呈下降趨勢，在HAZ時達到最小值，然后硬度逐漸升高與母材等同水平，符合霍爾-佩奇公式的規(guī)律。以焊核為中心，兩側(cè)25.0～35.0 mm處和-30～-20 mm處因過時效的作用，Mg2Si強化相析出并聚集長大產(chǎn)生軟化現(xiàn)象，導致硬度下降。

圖4 焊接接頭硬度變化曲線Fig.4 Hardness change curve of welded joint

2.3 拉伸試驗

拉伸試驗結果如表4所示。6005-T6鋁合金焊接接頭強度系數(shù)T=0.6，F(xiàn)SW時T=0.7。由表4可知，1號試件和2號試件強度系數(shù)均大于0.96，滿足ISO 4136標準的要求，具有良好的拉伸性能。由此可見，Hook缺陷對對搭接街頭的拉伸性能影響不大。

表4 試樣拉伸試驗結果Table 4 Tensile test results of specimens

拉伸試件宏觀形貌如圖5所示。兩個試件均斷于熱影響區(qū)，這是由于焊接熱循環(huán)作用導致熱影響區(qū)存在軟化現(xiàn)象，與硬度試驗得出的結論相互印證。

圖5 拉伸試件宏觀形貌Fig.5 Macro of tensile specimen

1號、2號試樣斷口進行全貌、中心以及邊緣的掃描，其結果如圖6所示?？梢钥闯?，未出現(xiàn)對拉伸性能有明顯影響的缺陷，均在合理范圍內(nèi)；中心和邊緣斷口組織形貌均為纖維狀，且存在大量的韌窩，韌窩尺寸具有很大差異性，說明其抗拉能力很強。

圖6 試板拉伸件斷口掃描照片F(xiàn)ig.6 Scanning photo of the fracture of the tensile part of the test plate

2.4 彎曲試驗

試板彎曲試驗結果如表5所示，彎曲試件宏觀形貌如圖7所示，6005A-T6鋁合金試件側(cè)彎達到180°時，試件表面光滑、沒有裂紋，說明彎曲性能良好，具有一定強度。

圖7 彎曲試件宏觀形貌Fig.7 Macro view of the bending test piece

表5 試板彎曲結果Table 5 Bending result table of test plate

2.5 疲勞試驗結果及分析

通過升降法確定鋁合金型材焊接接頭指定壽命為1×107次循環(huán)下的中值疲勞極限，其疲勞極限升降圖如圖8所示。

圖8 疲勞極限升降圖Fig.8 Fatigue limit rise and fall diagram

由圖8可知，6005A-T6鋁合金型材對搭接單軸肩攪拌摩擦焊接頭有三級應力水平，有效試件數(shù)為10個，共有5個子樣對。通過升降法確定在焊接接頭指定壽命為1×107次循環(huán)下的中值疲勞極限為：

由以上數(shù)據(jù)確定的鋁合金焊接接頭接頭脈動拉伸疲勞的中值S-N曲線如圖9所示。

2.6 焊接接頭疲勞斷口分析

24 mm厚鋁合金型材疲勞試件有效試件數(shù)為10個，斷裂位置都在焊核Hook附近，說明該位置存在較大的應力集中，是造成疲勞斷裂的主要原因，試件宏觀形貌如圖10所示。

圖10 疲勞試件宏觀形貌Fig.10 Macro morphology of fatigue specimen

使用JSM-6360V掃描電子顯微鏡對疲勞斷口進行掃描分析，照片如圖11所示。

圖11 疲勞斷口掃描圖片F(xiàn)ig.11 Scanned image of fatigue fracture

雖然對搭接FSW焊接不可避免地存在Hook缺陷，會降低焊接接頭的疲勞性能，但其疲勞性能仍能滿足工藝要求。由圖11可知，試件的啟裂區(qū)、擴展區(qū)具有疲勞斷裂的典型特征。疲勞紋較為清晰，擴展區(qū)的大小隨疲勞循環(huán)次數(shù)的增加而增大，終斷區(qū)由大小不一的韌窩組成。在掃描圖片中試件內(nèi)部有一些小的氣孔或夾雜，但這些內(nèi)部的缺陷對鋁合金的疲勞性能影響不大。

3 結論

（1）焊核晶粒主要為細小的等軸樹枝晶，無方向性；由于前進側(cè)和后退側(cè)受外力和熱輸入雙重作用，熱機影響區(qū)晶粒粗大并有一定的變形，前進側(cè)表現(xiàn)得尤為明顯；熱影響區(qū)顯微組織與母材大體相似，只伴有晶粒長大的現(xiàn)象；母材的晶粒沿軋制方向延長呈纖維狀。

（2）24 m厚6005A-T6鋁合金型材對搭接單軸肩FSW接頭硬度分布均近似W型，最低值在有軟化現(xiàn)象的熱影響區(qū)，符合霍爾-佩奇公式的規(guī)律。平均抗拉強度為241.58 MPa，接頭強度系數(shù)大于0.96，拉伸性能良好。

（3）通過升降法確定6005A-T6鋁合金型材對搭接單軸肩FSW接頭脈動拉伸疲勞試驗指定壽命為1×107次循環(huán)下的疲勞極限為54.5 MPa。

（4）接頭斷口平整，內(nèi)部沒有明顯的對整體疲勞性能產(chǎn)生影響的缺陷，疲勞極限具有可靠性，疲勞試件具有明顯的疲勞斷裂特征，擴展區(qū)疲勞帶走向清晰，終斷區(qū)為明顯的韌窩。