張穎川，馬國(guó)棟，代鵬，王敬水，金煒

(1.北京縱橫機(jī)電科技有限公司，北京，100091；2.中國(guó)鐵道科學(xué)研究院集團(tuán)有限公司，機(jī)車車輛研究所，北京，100081)

0 序言

攪拌摩擦焊是一種固相焊接工藝，焊接過程中攪拌頭在待焊工件中旋轉(zhuǎn)，并沿焊接方向移動(dòng).在物理摩擦和材料塑性變形的共同作用下，攪拌頭使得攪拌頭附近的材料熱塑化，并將焊接區(qū)的材料混合，最終形成致密的固相連接[1].相對(duì)于傳統(tǒng)熔化焊接頭，攪拌摩擦焊接頭具有組織致密、熱變形小等特點(diǎn)[2].隨著基礎(chǔ)研究的不斷深入，國(guó)內(nèi)外研究機(jī)構(gòu)和企業(yè)已將攪拌摩擦焊技術(shù)應(yīng)用到了航空航天工業(yè)[3]、船舶制造工業(yè)[4-5]、汽車零部件制造[6]、軌道交通移動(dòng)裝備[7-9]等諸多領(lǐng)域.

在傳統(tǒng)的單軸肩攪拌摩擦焊過程中，下壓量是保證焊接質(zhì)量關(guān)鍵參數(shù)[4].因此，在焊接位置的背面提供有效的剛性支撐是實(shí)現(xiàn)良好焊接的必要先決條件.然而，對(duì)于具有封閉、中空等復(fù)雜結(jié)構(gòu)的工件，當(dāng)無法提供背部剛性支撐時(shí)，單軸肩攪拌摩擦焊便無法實(shí)施.雖然在部分情況中，可以通過接頭結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)為單軸肩攪拌摩擦焊位置提供所需的背部支撐結(jié)構(gòu)，但勢(shì)必會(huì)增加工件的整體重量，影響產(chǎn)品整體的輕量化效果.新型雙軸肩攪拌摩擦焊，在焊接工具結(jié)構(gòu)中增設(shè)下軸肩，取代了單軸肩攪拌摩擦焊所需的背部剛性支撐，在無需軸向壓緊力的條件下，即可實(shí)現(xiàn)中空復(fù)雜結(jié)構(gòu)的攪拌摩擦焊[10].因此，在復(fù)雜結(jié)構(gòu)工件，特別是中空型材的攪拌摩擦焊中，雙軸肩攪拌摩擦焊具有廣闊的應(yīng)用前景.

雙軸肩攪拌摩擦焊的焊接工具由上軸肩、攪拌針、下軸肩3 個(gè)主要部分構(gòu)成，攪拌針與下軸肩一般一體成型，并通過螺紋與上軸肩連接成為一個(gè)整體.上軸肩、攪拌針、下軸肩分別與材料摩擦產(chǎn)生熱量，為雙軸肩攪拌摩擦焊的主要熱輸入[11-12].針對(duì)軌道交通領(lǐng)域中常用的6061-T6 鋁合金中空薄壁型材進(jìn)行雙軸肩攪拌摩擦焊試驗(yàn)，基于熱輸入理論分析，建立焊接工具結(jié)構(gòu)尺寸特征值與板厚關(guān)系的工程模型，指導(dǎo)設(shè)計(jì)焊接工具結(jié)構(gòu)，優(yōu)化結(jié)構(gòu)尺寸.通過優(yōu)化焊接工藝參數(shù)(如攪拌頭轉(zhuǎn)速、焊接速度等)，獲得抗拉強(qiáng)度和彎曲性能優(yōu)異的6061-T6 鋁合金中空薄壁型材對(duì)接接頭.

1 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)采用FSW-HD 型重載攪拌摩擦焊設(shè)備.圖1 為焊接設(shè)備及工裝.在雙軸肩攪拌摩擦焊過程中，需要通過墊板、擋板、定位塊、壓板等組成的工裝(圖1b)對(duì)待焊型材進(jìn)行裝夾和固定，防止在焊接過程中待焊型材分離，保證焊接質(zhì)量.

圖1 焊接設(shè)備及工裝Fig.1 Welding equipment and fixture.(a) FSW-HD type friction stir welding equipment;(b) welding fixture

實(shí)施雙軸肩攪拌摩擦焊前，首先將型材焊接端面銑平，保證對(duì)接裝配后待焊型材之間無間隙；然后將待焊型材清洗干凈，安裝在工裝中；最后沿焊接方向調(diào)節(jié)裝配的平行度及高度，為雙軸肩攪拌摩擦焊做好準(zhǔn)備.在焊接過程中，根據(jù)攪拌頭轉(zhuǎn)速變化特點(diǎn)，可將焊接過程分為起始加速、勻速焊接、結(jié)尾退出3 個(gè)階段.焊接完成后，獲得成形良好的對(duì)接焊縫，并沿焊縫方向截取標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣、彎曲試樣，通過力學(xué)性能測(cè)試分析并評(píng)價(jià)焊縫性能.

按照GB/T 2651—2008《焊接接頭拉伸試驗(yàn)方法》標(biāo)準(zhǔn)在EMSYS 電子萬能材料試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行拉伸試驗(yàn)；按照GB/T 2653—2008《焊接接頭彎曲試驗(yàn)方法》標(biāo)準(zhǔn)在Z1000 電子萬能材料試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行彎曲試驗(yàn).

6061-T6 是Al-Mg-Si 系鋁合金，具有較好的可加工性、耐腐蝕性能和焊接性等特點(diǎn)，常通過擠壓成型的方式制成具有一定功能特性截面結(jié)構(gòu)的型材.采用軌道交通產(chǎn)品中常用的6061-T6 鋁合金中空薄壁型材作為雙軸肩攪拌摩擦焊工藝研究的材料.該型材由安徽鑫鉑鋁業(yè)股份有限公司加工制造.型材結(jié)構(gòu)如圖2 所示，多個(gè)型材對(duì)接，可以形成具有空腔的大型部件(圖2b)，該部件為軌道交通產(chǎn)品的關(guān)鍵部件.對(duì)接位置板厚為2.5 mm.

圖2 型材結(jié)構(gòu)Fig.2 Extruded profile structure.(a) cross section schematic of extruded profile;(b) large area structure formed by multiple components

通過化學(xué)成分分析，驗(yàn)證型材成分滿足GB/T 3190—2008 《變形鋁及鋁合金化學(xué)成分》中規(guī)定的6061 鋁合金化學(xué)成分要求，具體結(jié)果如表1 所示.

表1 6061 鋁合金中空薄壁型材化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)Table 1 Chemical compositions of 6061-T6 aluminum alloy extruded profile

通過力學(xué)性能測(cè)試獲得母材的顯微硬度為111 HV0.2，抗拉強(qiáng)度為298 MPa，屈服強(qiáng)度為276 MPa，斷后伸長(zhǎng)率為7.0%.具體測(cè)試結(jié)果如表2 所示.

表2 6061 鋁合金中空薄壁型材的力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of 6061-T6 aluminum alloy extruded profile

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 理論分析

根據(jù)攪拌摩擦焊焊接過程的產(chǎn)熱特點(diǎn)，焊接工具的結(jié)構(gòu)參數(shù)顯著影響焊接過程的熱輸入，進(jìn)而影響焊縫的成形質(zhì)量[13].雙軸肩攪拌摩擦焊工具的上、下軸肩間距與板厚存在一定的對(duì)應(yīng)關(guān)系，且上軸肩直徑、下軸肩直徑、攪拌針直徑等諸多結(jié)構(gòu)參數(shù)均會(huì)對(duì)焊接質(zhì)量產(chǎn)生影響.針對(duì)特定厚度的待焊工件，如何能夠快速和高效地選定焊接工具的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)、減少工具設(shè)計(jì)的迭代次數(shù)、降低開發(fā)成本是雙軸肩攪拌摩擦焊工藝研發(fā)過程中必要且關(guān)鍵的問題.通過對(duì)攪拌摩擦焊熱輸入的理論分析，推導(dǎo)并建立工具結(jié)構(gòu)特征值與待焊工件厚度之間的經(jīng)驗(yàn)方程，進(jìn)而指導(dǎo)6061-T6 鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊的工具選型，有效地解決了上述問題.

攪拌摩擦焊技術(shù)發(fā)展至今，其熱源模型已有較多的研究[14-17].雖然不同學(xué)者對(duì)于模型的簡(jiǎn)化和等效方向不同，得出的熱源解析模型也有一定的區(qū)別，但學(xué)界得到的一點(diǎn)共識(shí)是，攪拌摩擦焊過程中總的熱輸入Qtotal等于焊接工具與材料的摩擦產(chǎn)熱Qf與材料塑性變形產(chǎn)熱Qt之和[18]，如式(1)所示，且摩擦產(chǎn)熱占總熱輸入的80%以上[16].

塑性變形產(chǎn)熱Qt由材料本身物化性質(zhì)決定，而摩擦產(chǎn)熱Qf與工具的結(jié)構(gòu)參數(shù)密切相關(guān).因此，進(jìn)一步解析摩擦產(chǎn)熱Qf的表達(dá)，為尋求摩擦產(chǎn)熱Qf與工具結(jié)構(gòu)參數(shù)之間的關(guān)系打下基礎(chǔ).焊接工具與工件之間摩擦產(chǎn)熱主要包括上軸肩與工件的摩擦產(chǎn)熱、攪拌針與工件的摩擦產(chǎn)熱以及下軸肩與工件之間的摩擦產(chǎn)熱[16]，即

式中：Qu為上軸肩與工件的摩擦產(chǎn)熱；Qp為攪拌針與工件的摩擦產(chǎn)熱；Qd為下軸肩與工件的摩擦產(chǎn)熱.

為了簡(jiǎn)化分析，假設(shè)與工件接觸的軸肩為無附加結(jié)構(gòu)的水平面，攪拌針為無附加結(jié)構(gòu)的規(guī)則圓柱體，軸肩與攪拌針之間直接過渡，無圓角、倒角等結(jié)構(gòu).

在上軸肩與工件摩擦的圓環(huán)面上，設(shè)攪拌針半徑為Rp，上軸肩直徑為Ru，可以得到圖3 中黑色微單元上摩擦產(chǎn)熱功率dq為[19]，

圖3 軸肩與工件摩擦的圓環(huán)面示意圖Fig.3 Schematic diagram of the ring area of friction between shoulder and workpiece

式中：r為微單元到中心的距離；ω為焊接工具轉(zhuǎn)速；τ為單位面積所受的摩擦力[20].將式(3)在圓環(huán)上積分，可以得到Qu，即

設(shè)攪拌針高度為H，可以得到Qn，即

聯(lián)立式(2)、式(4)、式(5)和式(6)，得到焊接工具與工件之間摩擦產(chǎn)熱Qf.

由式(7)可見，決定焊接過程中熱輸入的參數(shù)時(shí)，除材料本身特性參數(shù)和焊接工藝參數(shù)外，焊接工具的結(jié)構(gòu)參數(shù)也起到重要作用.該結(jié)構(gòu)參數(shù)包含了上軸肩直徑Ru、下軸肩直徑Rd、攪拌針直徑Rp、軸肩間距H等焊接工具的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)尺寸.將其定義為焊接工具的結(jié)構(gòu)特征值S，即

在此基礎(chǔ)上，通過調(diào)研針對(duì)某一種特定待焊材料的雙軸肩攪拌摩擦焊的研究成果，可以獲得焊接工具結(jié)構(gòu)特征值S與待焊工件厚度d之間的關(guān)系，從而建立工程模型，指導(dǎo)焊接工具選型.

針對(duì)6061-T6 的雙軸肩攪拌摩擦焊，綜合分析了國(guó)內(nèi)外已報(bào)道的研究結(jié)果，獲得焊接不同厚度d的工件使用的雙軸肩攪拌摩擦焊工具的結(jié)構(gòu)特征值S，詳細(xì)數(shù)據(jù)如表3 所示.

表3 部分6061-T6 鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊研究結(jié)果Table 3 Reported results of 6061-T6 aluminum alloy bobbing tool FSW

以待焊工件厚度d為自變量，結(jié)構(gòu)特征值S為因變量，通過線性擬合的方法，可以獲得S-d的擬合方程.由表3 可以看出，對(duì)于文獻(xiàn)[23]的研究結(jié)果，其焊接接頭的抗拉強(qiáng)度僅達(dá)到母材強(qiáng)度的59%，未達(dá)到其它研究成果的平均水平(65%以上)，說明該研究中，雙軸肩攪拌摩擦焊的焊接工具及工藝還有優(yōu)化的空間.當(dāng)不考慮文獻(xiàn)[23]的數(shù)據(jù)時(shí)，如圖4 所示，S-d關(guān)系線性擬合的擬合度r0可達(dá)0.965.在特征值S與工件厚度d之間的關(guān)系表達(dá)為

圖4 S-d 曲線的擬合方程Fig.4 Fitted curve of S-d relation

2.2 焊接工具優(yōu)化

根據(jù)3.1 節(jié)建立的焊接工具結(jié)構(gòu)特征值S與待焊工件厚度d的關(guān)系的工程模型，當(dāng)待焊工件厚度為2.5 mm 時(shí)，焊接工具尺寸特征值S計(jì)算值為568.4.基于特征值S對(duì)焊接工具結(jié)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計(jì)，考慮理論模型與實(shí)際試驗(yàn)情況之間的偏差，認(rèn)為設(shè)計(jì)的焊接工具結(jié)構(gòu)特征值S在圖4 所示虛線區(qū)域內(nèi)即為滿足要求.共設(shè)計(jì)3 種不同結(jié)構(gòu)尺寸的焊接工具，焊接工具具體結(jié)構(gòu)參數(shù)如表4 所示.焊接工具3 的攪拌針為圓錐體，靠上軸肩側(cè)錐臺(tái)直徑為6 mm，靠下軸肩側(cè)錐臺(tái)直徑為4.5 mm.

表4 FSW 工具結(jié)構(gòu)的尺寸參數(shù)Table 4 Dimension parameter of the FSW tool

當(dāng)使用1 號(hào)工具時(shí)，焊縫無法成形，且熱塑化的材料易于粘黏在焊接工具的兩個(gè)軸肩之間，如圖5所示.焊接工具旋轉(zhuǎn)經(jīng)過待焊位置時(shí)，熱塑化的材料沿焊接工具旋轉(zhuǎn)線速度方向拉長(zhǎng)，但無法完全填充攪拌針后留下的空隙，形成一個(gè)尺寸小于攪拌針直徑的間隙.而且，焊接工具移動(dòng)過程中，熱塑化的材料受到軸肩施加的軸向擠壓力，擠出焊接工具摩擦范圍，生成連續(xù)飛邊.通過試驗(yàn)現(xiàn)象分析后得知，焊接工具的上、下軸肩直徑過大，導(dǎo)致因軸肩與工件摩擦產(chǎn)生的熱輸入過大，材料軟化嚴(yán)重、流動(dòng)性過強(qiáng).不僅使熱塑化的材料易于被擠出焊接區(qū)域，還使得過于軟化的材料在表面張力的作用下更傾向于粘附在上、下軸肩之間的間隙中，從而導(dǎo)致熱塑化材料無法填充攪拌針移動(dòng)方向后方的空隙，焊縫無法成形.

圖5 1 號(hào)工具焊接接頭照片F(xiàn)ig.5 Picture of welded joints by tool No.1

當(dāng)使用2 號(hào)工具時(shí)，焊縫雖在部分區(qū)域可以融合，但整體出現(xiàn)連續(xù)溝槽缺陷.即使通過調(diào)整焊接工藝參數(shù)，溝槽缺陷仍難以避免，如圖6 所示.通過試驗(yàn)現(xiàn)象分析，認(rèn)為焊接工具的上、下軸肩直徑偏小，軸肩產(chǎn)生的熱輸入不足，使得材料不能充分軟化，流動(dòng)性不佳，從而導(dǎo)致材料無法充分流動(dòng)并填充攪拌針后方的空隙，導(dǎo)致產(chǎn)生連續(xù)溝槽缺陷.

圖6 2 號(hào)工具焊接接頭照片F(xiàn)ig.6 Pictures of welded joints by tool No.2

當(dāng)使用3 號(hào)工具時(shí)，可以有效實(shí)現(xiàn)工件的焊接，焊縫成形良好、美觀.通過對(duì)比分析可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)上、下軸肩直徑適中時(shí)，焊接熱輸入適當(dāng)，良好的材料流動(dòng)使得攪拌針后方的空隙得到良好的填充，從而可以實(shí)現(xiàn)成功的焊接，如圖7 所示.

圖7 3 號(hào)工具焊接接頭照片F(xiàn)ig.7 Picture of welded joints by tool No.3

考慮使用 2.1 節(jié)中的工程模型式(8)計(jì)算得到的焊接工具結(jié)構(gòu)特征值對(duì)焊接工具設(shè)計(jì)的指導(dǎo)意義.1 號(hào)工具的特征值S1為1 032，大于計(jì)算值，因此在焊接試驗(yàn)過程中容易引起過大的焊接熱輸入；2 號(hào)工具的特征值S2為440，小于計(jì)算值，容易導(dǎo)致焊接熱輸入不足；3 號(hào)工具的特征值S3為552，與計(jì)算值的差值較小，此時(shí)焊接熱輸入適當(dāng)，可以實(shí)現(xiàn)焊接.因此，當(dāng)工具特征值與模型計(jì)算值之間偏差較小時(shí)，通過焊接工藝的調(diào)整實(shí)現(xiàn)焊縫的成形情況；但當(dāng)工具特征值與模型計(jì)算值之間偏差較大時(shí)，焊接工藝的調(diào)整無法彌補(bǔ)因工具尺寸不合適導(dǎo)致的焊縫成形問題.

2.3 焊接工藝優(yōu)化

使用3 號(hào)工具進(jìn)行試驗(yàn)，研究焊接工藝參數(shù)對(duì)接頭力學(xué)性能的影響.以接頭的抗拉強(qiáng)度與彎曲角度作為力學(xué)性能指標(biāo)評(píng)價(jià)焊接工藝參數(shù).為實(shí)現(xiàn)型材的對(duì)接焊，需在正、反兩面分別施加雙軸肩攪拌摩擦焊，并對(duì)正、反兩面焊接接頭力學(xué)性能進(jìn)行綜合評(píng)價(jià).

圖8 為焊接速度為600 mm/min 的條件下，不同攪拌頭轉(zhuǎn)速對(duì)焊接接頭力學(xué)性能的影響.由圖8 可知，當(dāng)攪拌頭轉(zhuǎn)速為1 000 r/min 時(shí)，正、反兩面焊接接頭的抗拉強(qiáng)度均達(dá)到最大值，分別為231，226 MPa，且正、反兩面焊接接頭的彎曲角度均達(dá)到180°.因此，該工藝參數(shù)焊接得到的焊接接頭綜合力學(xué)性能最佳.

圖8 不同轉(zhuǎn)速下焊接接頭的力學(xué)性能Fig.8 Mechanical properties of FSW joints with different rotation speeds

為了滿足工業(yè)應(yīng)用及生產(chǎn)的需要，便于焊接工藝的實(shí)施，應(yīng)擴(kuò)大工藝參數(shù)窗口.當(dāng)攪拌頭轉(zhuǎn)速為1 500 r/min 時(shí)，正、反兩面焊接接頭也可以得到較高的抗拉強(qiáng)度，分別為210，179 MPa，且正、反兩面焊接接頭的彎曲角度也均達(dá)到180°.因此，在攪拌頭轉(zhuǎn)速分別為1 000，1 500 r/min 的條件下，繼續(xù)對(duì)焊接速度進(jìn)行優(yōu)化，如圖9 所示.從圖9a 可以看出，在攪拌頭轉(zhuǎn)速為1 000 r/min 時(shí)，僅當(dāng)焊接速度為600 mm/min的工藝條件下，正、反兩面焊接接頭的彎曲角度可以達(dá)到180°，且抗拉強(qiáng)度較高，為231，226 MPa.而在攪拌頭轉(zhuǎn)速為1 500 r/min 時(shí)，焊接速度為450，600，750 mm/min 的工藝條件均能獲得抗拉強(qiáng)度較高且彎曲角度達(dá)到180°的焊接接頭，如圖9b 所示.

圖9 不同焊接速度下焊接接頭的力學(xué)性能Fig.9 Mechanical properties of FSW joints with different weld speeds.(a) rotation speed of 1 000 r/min;(b) rotation speed of 1 500 r/min

通過焊接工藝的優(yōu)化，獲得了4 個(gè)較優(yōu)的焊接工藝參數(shù)，可以獲得綜合力學(xué)性能良好的焊接接頭，分別為攪拌頭轉(zhuǎn)速1 000 r/min、焊接速度600 mm/min，攪拌頭轉(zhuǎn)速1 500 r/min、焊接速度450 mm/min，攪拌頭轉(zhuǎn)速1 500 r/min、焊接速度600 mm/min，攪拌頭轉(zhuǎn)速1 500 r/min、焊接速度750 mm/min.其中，攪拌頭轉(zhuǎn)速1 000 r/min、焊接速度600 mm/min 工藝下獲得的焊接接頭綜合力學(xué)性能最佳.

3 結(jié)論

(1) 通過雙軸肩攪拌摩擦焊熱輸入理論分析，推導(dǎo)出焊接工具結(jié)構(gòu)參數(shù)特征值S.根據(jù)國(guó)內(nèi)外公布的6061-T6 雙軸肩攪拌摩擦焊的研究成果，建立工程模型表征特征值S與板厚d之間的關(guān)系為S=508.6d-703.1.

(2) 利用工程模型計(jì)算適用于焊接2.5 mm 鋁合金6061-T6 的焊接工具特征值，并根據(jù)計(jì)算特征值設(shè)計(jì)3 種焊接工具.其中，3 號(hào)工具上、下軸肩直徑分別為14，12 mm，其結(jié)構(gòu)特征值與工程模型計(jì)算值之間的差值最小.從試驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn)，3 號(hào)工具的軸肩與待焊板材之間接觸面積適當(dāng)，熱輸入合適，材料流動(dòng)使得材料可以流動(dòng)并填充攪拌針后方的空隙，焊縫成形良好.

(3) 通過焊接工藝優(yōu)化，獲得4 個(gè)較優(yōu)的焊接工藝參數(shù)，可以獲得綜合力學(xué)性能良好的焊接接頭.其中，攪拌頭轉(zhuǎn)速1 000 r/min、焊接速度600 mm/min 工藝下獲得的焊接接頭綜合力學(xué)性能最佳，正面焊縫焊接接頭抗拉強(qiáng)度可達(dá)231 MPa，為母材抗拉強(qiáng)度的77%，彎曲角度達(dá)180°；反面焊縫焊接接頭抗拉強(qiáng)度可達(dá)226 MPa，為母材抗拉強(qiáng)度的76%，彎曲角度達(dá)180°.