張欣盟，高士康，李高輝，張海峰，周利，王蘋

(1.中車長(zhǎng)春軌道客車股份有限公司,長(zhǎng)春,130062；2.哈爾濱工業(yè)大學(xué)，先進(jìn)焊接與連接國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,哈爾濱,150001；3.哈爾濱工業(yè)大學(xué)(威海)，山東省特種焊接技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,威海,264209；4.哈爾濱工業(yè)大學(xué)(威海),威海,264209)

0 序言

攪拌摩擦焊(friction stir welding，F(xiàn)SW)作為一種固相焊連接技術(shù)，能夠避免氣孔和熱裂紋等缺陷，還具有焊接效率高和接頭焊后變形小等優(yōu)點(diǎn)，非常適用于鋁合金的焊接；雙軸肩攪拌摩擦焊(bobbin tool friction stir welding,BT-FSW)作為常規(guī)攪拌摩擦焊的一種改良，采用上下2 個(gè)軸肩對(duì)被焊工件進(jìn)行夾持，有效地簡(jiǎn)化了工裝要求，降低了焊接過程中的軸向力，雙軸肩產(chǎn)熱降低了接頭在厚度方向上的溫度梯度，改善了焊縫成形，在中空密閉型材等復(fù)雜結(jié)構(gòu)件以及中厚板件的連接加工方面具有重要的應(yīng)用前景.而6005 作為一種可熱處理強(qiáng)化鋁合金，具有良好的耐蝕性、焊接性和較高的抗疲勞強(qiáng)度，在軌道交通和建筑行業(yè)有著廣泛的應(yīng)用基礎(chǔ)[1].但是，受到服役環(huán)境和工作周期的考驗(yàn)，對(duì)6005 鋁合金構(gòu)件的斷裂性能和疲勞壽命提出了更高的要求，因此，提高6005 鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭的抗疲勞強(qiáng)度和斷裂能力，對(duì)構(gòu)件服役壽命和焊接結(jié)構(gòu)安全可靠具有重要的現(xiàn)實(shí)意義.

6005 鋁合金型材BT-FSW 工藝在軌道交通方面的研究應(yīng)用日趨深入，劉杰等人[2]通過BTFSW 得到6005A-T6 型材接頭的抗拉強(qiáng)度達(dá)到234.5 MPa，達(dá)到母材強(qiáng)度的80%，斷裂起始于前進(jìn)側(cè)的熱影響區(qū)和熱力影響區(qū)交界處；方遠(yuǎn)方等人[3]利用自制的靜止軸肩攪拌摩擦焊裝置對(duì)6005A 鋁合金型材進(jìn)行固定焊接速度下、不同轉(zhuǎn)速(1 700～1 900 r/min)的BT-FSW 試驗(yàn)，焊接傾角為2°，焊后拉伸檢測(cè)試樣顯示：斷口出現(xiàn)在焊縫前進(jìn)側(cè)與母材交界處，斷口表面觀測(cè)出大量韌窩組織，而沒有明顯脆性斷裂組織，斷裂機(jī)制為韌性斷裂，接頭的這種斷裂特征在其它文獻(xiàn)[4-7]中也被廣泛的報(bào)道.

國(guó)內(nèi)外針對(duì)于FSW 接頭的疲勞斷裂研究正處于積極探索階段，還沒有形成系統(tǒng)的疲勞設(shè)計(jì)規(guī)范，試驗(yàn)數(shù)據(jù)的分析以及接頭疲勞現(xiàn)象的斷裂機(jī)理依舊需要參考傳統(tǒng)熔化焊的研究方式，由于FSW接頭的疲勞壽命[8]以及疲勞裂紋擴(kuò)展行為[9]與熔化焊有較大區(qū)別，故而現(xiàn)有的疲勞設(shè)計(jì)規(guī)范帶有一定的局限性.

國(guó)內(nèi)外學(xué)者普遍從應(yīng)力-壽命曲線、應(yīng)變-壽命曲線、疲勞裂紋擴(kuò)展速率和門檻值ΔKth 等分析方法入手[10]，發(fā)現(xiàn)接頭的疲勞性能主要與焊接缺陷[11]、殘余應(yīng)力[12]、焊接工藝窗口[13]、構(gòu)件服役的外部環(huán)境[14]及一些表面處理技術(shù)[15-16]有關(guān).王希靖等人[17]分析了焊接速度對(duì)7075-T7451 鋁合金FSW 接頭低周疲勞性能的影響，發(fā)現(xiàn)在相同的應(yīng)變條件下，低焊接速度的接頭疲勞壽命大于高焊接速度的疲勞壽命，當(dāng)焊接速度升高時(shí)，隨著焊接熱輸入的降低，焊縫底部金屬塑化程度不夠，容易出現(xiàn)“弱連接”缺陷；金玉花等人[16]對(duì)7050 鋁合金攪拌摩擦焊接頭的上表面及背面進(jìn)行滾動(dòng)軋制，使得疲勞壽命顯著提高；魏心海等人[18]對(duì)7075 鋁合金攪拌摩擦焊接頭母材區(qū)與焊核區(qū)疲勞斷口形貌進(jìn)行了分析，將斷口區(qū)域劃分為疲勞源區(qū)、裂紋擴(kuò)展區(qū)和瞬斷區(qū).通過對(duì)比與分析發(fā)現(xiàn)，母材區(qū)的斷裂方式為穿晶斷裂，焊核區(qū)的斷裂方式為沿晶斷裂，且母材區(qū)的塑性與韌性要優(yōu)于焊核區(qū)；Booth 等人[19]發(fā)現(xiàn)接頭疲勞斷裂明顯受到焊接過程材料流動(dòng)特性的影響，攪拌頭的結(jié)構(gòu)與尺寸選擇不合理時(shí)，會(huì)使焊接過程中塑性材料流動(dòng)不連續(xù)，形成溝槽等缺陷，進(jìn)而成為疲勞裂紋源；陳亞靜等人[20]對(duì)2 219鋁合金攪拌摩擦焊接頭疲勞性能展開分析，并發(fā)現(xiàn)由于接頭各區(qū)域內(nèi)強(qiáng)化相的尺寸及分布不同，導(dǎo)致容易引發(fā)應(yīng)力集中進(jìn)而萌生疲勞裂紋.

通過對(duì)不同結(jié)構(gòu)尺寸下6005A 鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭疲勞試驗(yàn)測(cè)試，分析型材結(jié)構(gòu)尺寸對(duì)接頭疲勞性能的影響，結(jié)合微觀組織揭示接頭疲勞斷裂行為.

1 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)材料選用6005A-T6 鋁合金型材，接頭形式為對(duì)接，采用雙軸肩攪拌摩擦焊具實(shí)施焊接，板材尺寸規(guī)格為300 mm × 100 mm × 3.3 mm，主要的化學(xué)成分及力學(xué)性能見表1 和表2.

表1 6005A-T6 鋁合金化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)Table 1 Chemical compositions of 6005A-T6 aluminum alloy

表2 6005A-T6 鋁合金力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of 6005A-T6 aluminum alloy

焊接完成后，采用電火花數(shù)控切割機(jī)進(jìn)行切樣，采用金相砂紙和金剛石粉末拋光液進(jìn)行初步金相的制備，試樣腐蝕溶液配比為HNO3∶HCl∶HF∶H2O=1∶2∶2∶50，將化學(xué)腐蝕后的橫截面置于Olympus-GX51 光學(xué)顯微鏡上進(jìn)行微觀組織分析，確定接頭的宏觀分區(qū)與各區(qū)域晶粒組織特征，為評(píng)定接頭拉伸性能，從焊接接頭上沿橫向切取標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣，后采用CSS-44300 電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)，對(duì)典型參數(shù)下的試樣進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，拉伸速率為0.5 mm/min，獲得FSW 接頭的橫向拉伸性能.

疲勞試驗(yàn)根據(jù)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)GB/T 13816—1992《焊接接頭靜態(tài)拉伸疲勞試驗(yàn)方法》，試驗(yàn)設(shè)備為PLG—200 型微機(jī)控制低頻疲勞試驗(yàn)機(jī)，試驗(yàn)采用的循環(huán)應(yīng)力比為0.1，試驗(yàn)頻率為20 Hz.在開展疲勞試驗(yàn)過程中，當(dāng)疲勞裂紋擴(kuò)展到一定尺寸導(dǎo)致試驗(yàn)載荷無(wú)法繼續(xù)增加時(shí)，自動(dòng)卸載停振，并記錄循環(huán)壽命循環(huán)次數(shù)，在拉伸和疲勞試驗(yàn)后采用Zeiss ZEISS-Compact 場(chǎng)發(fā)射掃描電子顯微鏡觀察疲勞和拉伸斷口，通過分析其典型斷口微觀形貌與特征，判定接頭的斷裂路徑與斷裂模式.

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 BT-FSW 接頭

BT-FSW 試驗(yàn)得到的6005A-T6 鋁合金型材對(duì)接接頭宏觀形貌如圖1 所示，可以看出焊縫表面成形良好，無(wú)微裂紋和縮孔等表面缺陷.典型參數(shù)下接頭的各區(qū)域微觀組織如圖2 所示.BT-FSW 接頭橫截面按照顯微組織的不同可分為母材區(qū)(base metal,BM)、熱影響區(qū)(heat-affected zone,HAZ)、熱力影響區(qū)(thermal-mechanically affected zone,TMAZ)和焊核區(qū)(weld nugget zone,WNZ).母材區(qū)(圖2b)由均勻分布的等軸晶粒組成，晶界處集聚分布著析出相；熱影響區(qū)(圖2c)組織經(jīng)歷了焊接熱循環(huán)但不受攪拌頭的攪拌和擠壓作用，因此僅發(fā)生了高溫作用下的晶粒長(zhǎng)大以及析出相的溶解；熱力影響區(qū)(圖2d)屬于焊核區(qū)與熱影響區(qū)的過渡區(qū)域，其組織在經(jīng)歷焊接熱循環(huán)的同時(shí)也受到攪拌頭的間接機(jī)械攪拌和擠壓作用，但不充分的攪拌并不能使原有組織完全破碎，而是發(fā)生了一定程度的變形，并在焊接熱循環(huán)作用下發(fā)生回復(fù)和不完全再結(jié)晶，前進(jìn)側(cè)(圖2d 左圖)熱力影響區(qū)組織與后退側(cè)(圖2d 右圖)不同，晶粒組織呈現(xiàn)出明顯的方向性，而后退側(cè)向焊核區(qū)過渡平緩，晶粒組織的方向性較弱；焊核區(qū)(圖2e)由于受到焊具直接攪拌，其晶粒形貌、大小與取向均發(fā)生了較大改變，焊核區(qū)不同位置再結(jié)晶晶粒組織都為無(wú)明顯取向的等軸晶，這是由于在焊接過程中，這些區(qū)域的原始晶粒組織被攪拌頭打碎，在熱作用下發(fā)生完全動(dòng)態(tài)再結(jié)晶.由于雙軸肩攪拌摩擦焊使得接頭在厚度方向上熱輸入均勻，厚度方向上幾乎不存在溫度梯度，使得焊核區(qū)上、中、下部晶粒大小形貌幾乎沒有差別.

圖1 BT-FSW 接頭宏觀形貌Fig.1 Surface appearance for the BT-FSW joint.(a)points-based view;(b) top view

圖2 BT-FSW 接頭各區(qū)域晶粒組織Fig.2 Typical optical microstructure of BT-FSW joint.(a) joint cross section;(b) BM;(c) HAZ;(d)TMAZ;(e) WNZ

2.2 接頭拉伸斷口分析

6005A-T6 鋁合金型材BT-FSW 接頭橫截面顯微硬度的分布情況如圖3 所示，其中AS 代表前進(jìn)側(cè)，RS 代表后退側(cè)，接頭焊縫區(qū)域的硬度均低于母材呈W 形，其中在HAZ 硬度最低，而WNZ 的硬度有所回升，較HAZ 高，HAZ 受到焊接熱循環(huán)的影響，析出相和晶粒發(fā)生粗化，沉淀強(qiáng)化被削弱，硬度相對(duì)母材降低；WNZ 晶粒組織發(fā)生了細(xì)化，平均晶粒尺寸減小，位錯(cuò)密度增加，前者根據(jù) Hall-Petch 方程可知會(huì)增強(qiáng)細(xì)晶強(qiáng)化作用，后者會(huì)提高位錯(cuò)強(qiáng)化作用，因此WNZ 的硬度相對(duì)HAZ 有所增加.TMAZ 材料在焊接過程中應(yīng)變速率相對(duì)NZ 低，晶粒尺寸大于WNZ 但小于HAZ，因此其硬度介于HAZ 與WNZ 之間.

圖3 接頭顯微硬度分布Fig.3 Microhardness distribution of BTFSW joint

典型參數(shù)下6005A-T6 鋁合金型材攪拌摩擦焊接頭的拉伸斷裂位置如圖4 所示.試樣的斷裂位置位于焊縫后退側(cè)的熱影響區(qū)，這是由于焊接過程中后退側(cè)溫度高于前進(jìn)側(cè)，并且后退側(cè)溫度梯度較小，導(dǎo)致該區(qū)域沉淀相在焊接熱循環(huán)的作用下發(fā)生粗化和溶解，沉淀強(qiáng)化效果減弱[21].拉伸時(shí)該區(qū)域塑性變形程度較高，容易產(chǎn)生應(yīng)力集中并萌生裂紋而開裂.接頭抗拉強(qiáng)度達(dá)到240 MPa,達(dá)到母材強(qiáng)度的81.6%.

圖4 拉伸試樣斷裂路徑Fig.4 Optical micrograph of tensile fracture path

接頭拉伸斷口SEM 圖像如圖5 所示，從宏觀形貌中可以看出斷口存在明顯的分區(qū)現(xiàn)象，斷口左側(cè)呈現(xiàn)出較強(qiáng)的塑性斷裂特征(圖5a)，而右側(cè)塑性斷裂特征相對(duì)較弱(圖5b).斷口左側(cè)A 區(qū)域分布著水平方向的撕裂棱(圖5c)，高倍圖中可以看出在撕裂棱之間密集分布著韌窩(圖5d 和圖5e).當(dāng)接頭承載時(shí)，首先在薄弱區(qū)(如沉淀相顆粒周圍)產(chǎn)生應(yīng)力集中，隨著應(yīng)變量的增大，大量的裂紋開始在沉淀相顆粒周圍行核、點(diǎn)狀裂紋源由中間向周圍發(fā)散擴(kuò)展，導(dǎo)致撕裂棱的出現(xiàn)[22].當(dāng)外加載荷達(dá)到一定程度時(shí)，接頭在右側(cè)發(fā)生較快的斷裂，因此右側(cè)斷口呈現(xiàn)出較弱的塑性斷裂特征，韌窩密度明顯低于左側(cè)(圖5f).

圖5 接頭拉伸斷口SEM 形貌Fig.5 Tensile fracture characteristics.(a) lower-magnification on the left side;(b) lower-magnification on the right side;(c) higher-magnifi cation on area A;(d) higher-magnification on area A;(e) lower-magnification on area B;(f)area C

2.3 接頭疲勞斷口分析

3.3mm 厚6005A-T6 型材試樣在BT-FSW 后的疲勞試驗(yàn)結(jié)果(在疲勞試驗(yàn)過程中保留筋板)見表3，隨著型材平行段寬度和厚度的不同，表現(xiàn)出的疲勞壽命存在顯著差異.在相同平行段寬度條件下，型材平行段厚度越小，其所能承受的強(qiáng)度較小，導(dǎo)致材料的疲勞壽命降低，這也證實(shí)了厚板在BTFSW 焊接過程中表現(xiàn)出更好的斷裂性能.型材平行段厚度較小時(shí)，疲勞斷裂位置發(fā)生于前進(jìn)側(cè)熱力影響區(qū)，這是由于BT-FSW 獨(dú)特的流動(dòng)行為造成的，在焊接過程中，由于前進(jìn)側(cè)熱力影響區(qū)與焊核區(qū)分界明顯，材料過渡急劇，且晶粒變形具有明顯的方向性，這將有助于疲勞裂紋的萌生和快速擴(kuò)展[23]，并且前進(jìn)側(cè)材料流動(dòng)速度大于后退側(cè)，導(dǎo)致前進(jìn)側(cè)的材料致密度降低[24].在相同的加載載荷條件下，疲勞裂紋源首先在此處產(chǎn)生，并且逐漸發(fā)生擴(kuò)展，最終導(dǎo)致疲勞破壞的產(chǎn)生.型材平行段厚度較厚，并且型材在疲勞試驗(yàn)過程中內(nèi)部承受較大的應(yīng)力時(shí)，容易在立筋熔合口發(fā)生疲勞失效，這是由于筋板T 形圓角過渡區(qū)域，在塑形加工的過程中發(fā)生劇烈的幾何應(yīng)變，微觀區(qū)域表現(xiàn)為大量狹長(zhǎng)的、具有明顯取向的彎曲晶粒組織，在疲勞試驗(yàn)的過程中容易產(chǎn)生應(yīng)力集中，故而成為裂紋開動(dòng)的危險(xiǎn)點(diǎn).當(dāng)型材結(jié)構(gòu)的平行段寬度和厚度相同時(shí)，材料內(nèi)部受到的平均應(yīng)力越大，其產(chǎn)生疲勞失效的風(fēng)險(xiǎn)越大.當(dāng)型材的平行段厚度相同時(shí)，平行段寬度較大、材料內(nèi)部平均名義應(yīng)力較大的型材面臨的疲勞風(fēng)險(xiǎn)越大.

表3 6005A-T6 雙軸肩FSW 試樣疲勞試驗(yàn)Table 3 Fatigue results of BT-FSW for 6005 aluminum alloy

典型參數(shù)下 6005A-T6 鋁合金型材 BT-FSW 接頭的宏觀斷裂形貌如圖6 所示，斷裂位置為焊縫前進(jìn)側(cè)熱影響區(qū).疲勞斷口微觀形貌如圖7 所示，斷口左側(cè)與右側(cè)宏觀形貌差別較大（圖7a 和7b），斷口左側(cè)A 區(qū)表面存在大量的韌窩（圖7c），且韌窩的平均直徑和深度較大，在高倍鏡下可以觀察到韌窩中存在大量第二相顆粒（圖7d），因此該區(qū)域呈現(xiàn)出塑性變形特征。在循環(huán)載荷的作用下，裂紋首先在第二相顆粒處萌生、擴(kuò)展并生成韌窩，因此斷口左側(cè)區(qū)域?yàn)槠诹鸭y源區(qū)和擴(kuò)展區(qū)；斷口右側(cè)B 區(qū)(圖7e)為裂紋穩(wěn)定擴(kuò)展區(qū)，該區(qū)域相對(duì)光滑，附近存在較多疲勞條帶，疲勞條帶展開后為細(xì)小密集的疲勞紋，隨循環(huán)次數(shù)增加而擴(kuò)展延伸，條帶形狀多為弧形，呈河流花樣；斷口靠近表面的C 區(qū)(圖圖7f)為剪切唇，此區(qū)域只存在少量淺而小的纖維狀韌窩，韌窩分布呈現(xiàn)不均勻性，呈現(xiàn)典型的疲勞斷裂特征，這也被徐海濤等人[25]所證實(shí).

圖6 疲勞試樣斷裂路徑Fig.6 Optical micrograph of fatigue fracture path

圖7 接頭疲勞斷口SEM 形貌Fig.7 Fatigue fracture characteristics.(a) lower-magnification on the left side;(b) lower-magnification on the right side;(c) lower-magnification on area A;(d) higher-magnification on area A;(e) on lower-magnification on area B;(f)on area C

3 結(jié)論

(1) 典型參數(shù)下BT-FSW 接頭橫截面按照顯微組織的不同可分為母材區(qū)(BM)、熱影響區(qū)(HAZ)、熱力影響區(qū)(TMAZ)和焊核區(qū)(WNZ).

(2) 接頭焊縫區(qū)域的硬度均低于母材呈W 形，其中在HAZ 硬度最低，而WNZ 的硬度有所回升，較HAZ 高，接頭的拉伸斷裂位置位于后退側(cè)熱影響區(qū).

(3)接頭疲勞試件多斷于前進(jìn)側(cè)熱力影響區(qū)域，因?yàn)榍斑M(jìn)側(cè)熱力影響區(qū)與焊核區(qū)分界明顯，材料過渡急劇，且晶粒變形具有明顯的方向性.疲勞斷口掃描分析顯示：斷口無(wú)明顯缺陷，試件疲勞條帶的擴(kuò)展區(qū)和瞬斷區(qū)具有典型的疲勞斷裂特征.