不同轉速對6005A-T6雙軸肩攪拌摩擦焊接頭性能的影響

苗 佳，張艷輝，魯二敬，馬永志，高 博

（中車唐山機車車輛有限公司，河北唐山063035）

0 前言

攪拌摩擦焊因具有熔焊方法無可比擬的優(yōu)點，已廣泛應用于軌道車輛鋁合金車體制造領域。單軸肩攪拌摩擦焊在焊接過程中要有較大的頂鍛力，焊件背部需要有剛性墊板支撐，在對接結構形式條件下施焊難度較大。而雙軸肩攪拌摩擦焊共有兩個軸肩，上、下軸肩分別與工件的兩個表面接觸，下軸肩代替了試件背部的剛性墊板支撐，大大降低焊接過程中的頂鍛力，節(jié)省了制造剛性裝置的成本，同時增加了工件裝配和施焊的靈活性，特別適合焊接薄壁中空結構的工件，從根本上消除了根部未焊透或根部弱連接等問題[1]。

雙軸肩攪拌摩擦焊技術在高速列車鋁合金車體中主要用于薄壁中空型材的焊接。這些部件的母材均為6005A-T6鋁合金。本研究以4mm厚6005AT6鋁合金型材為例，對其進行了不同轉數的焊接，并對接頭進行拉伸、彎曲、金相、顯微硬度等試驗，研究不同轉數對6005A-T6鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭性能的影響。

1 試驗材料和方法

1.1 試驗材料

試驗采用6005A-T6鋁合金型材，厚度4 mm，其化學成分和力學性能分別見表1和表2。

表1 6005A-T6鋁合金化學成分%

表2 6005A-T6鋁合金機械性能

1.2 試驗方法

焊接設備為FOOKE動龍門攪拌摩擦焊焊接設備（FSW-HSC-1000），雙軸肩攪拌頭上下軸肩分別為23 mm和20 mm，攪拌針針長3.8 mm。焊接前，試件表面需用D40清洗劑去除油污，然后打磨去除表面氧化膜。焊接時，攪拌頭逆時針轉動，焊接速度固定為500 mm/min，主軸轉速分別為400 r/min，500 r/min，600 r/min，700 r/min，800 r/min。

焊接完成后的試板利用臥鋸沿垂直于焊縫軸向方截取2個接頭金相試樣，試樣應包括攪拌區(qū)、熱影響區(qū)及母材金屬。宏觀金相試樣采用10%NaOH溶液進行腐蝕，微觀金相試樣采用凱樂試劑（1%HF+1.5%HCl+2.5%HNO3）進行腐蝕。采用Mxiovert 40MAT型金相顯微鏡觀察微觀金相試樣形貌。拉伸試驗按照ISO4136《金屬材料焊縫的破壞試驗——橫向拉伸試驗》標準將接頭試樣加工成標準的拉伸試樣，彎曲試驗按照ISO 5173《金屬材料焊縫破壞性試驗——彎曲試驗》標準將接頭試樣加工成標準的彎曲試樣，然后在WDW3300型微控電子萬能試驗機上進行試驗。采用FM-800顯微硬度計沿焊縫厚度中線分別向兩側進行顯微硬度的測量。

2 試驗結果與分析

2.1 焊縫成形

不同轉速400～800 r/min的焊縫外觀如圖1所示。當轉速為400 r/min時，焊縫表面成性良好，魚鱗狀紋路均勻略顯粗糙，沒有飛邊（見圖1a）；當轉速為500 r/min時，焊縫表面光亮美觀，魚鱗狀紋路更加均勻細密，沒有飛邊（見圖1b）；隨著轉速的增加，焊縫表面開始變得粗糙，魚鱗狀紋路也變得不清晰，表面起皮現象越來越嚴重，這是由于焊接熱輸入過大引起的（見圖1c和圖1d）。當轉速增加到800r/min時，焊縫上表面后退側形成針狀飛邊，焊縫下表面前進側存在表面犁溝，這是由于較大的焊接熱輸入使得焊縫金屬粘度降低，不能很好地隨著旋轉的攪拌頭流動，此時前進側所產生的瞬時空腔無法獲得流動金屬的填充，在焊縫前進側形成了明顯的溝槽，滯留金屬在焊縫后退側便形成了較大的飛邊[2]（見圖1e和圖1f）。

2.2 金相試驗

不同轉速下的焊接接頭的宏觀金相如圖2所示。雙軸肩攪拌摩擦焊焊縫橫截面宏觀形貌與單軸肩攪拌摩擦焊不同，雙軸肩攪拌摩擦焊焊縫成啞鈴狀，上下表面寬，中間窄，這是因為雙軸肩攪拌摩擦焊的攪拌頭有上、下兩個軸肩，熱輸入是由工件上、下兩個表面向焊縫中心傳遞所造成的。雙軸肩攪拌摩擦焊與單軸肩相似，焊接接頭也分為4個區(qū)域，分別為焊核區(qū)、熱機影響區(qū)、熱影響區(qū)和母材區(qū)，見圖2b。圖2a在厚度的中線方向上存在橫向的隧道缺陷，這是因為當轉速較低時，熱量由工件表面到達焊縫中心，熱量較低，熱輸入不足，導致塑性狀態(tài)的金屬體積減少，焊縫金屬的流動性變差，從而在焊縫前進側形成隧道。隨著轉速的增加，在焊核區(qū)與熱機影響區(qū)金屬流動較為明顯，焊縫熔合良好，無缺陷。當轉速增加到700 r/min時，在焊縫前進側又出現了隧道（見圖2d），當轉速繼續(xù)增加到800 r/min時，隧道變得更加明顯（見圖2e），較大的焊接熱輸入使得焊縫金屬粘度降低，前進側金屬未能被來自后退側的塑性金屬及時填充，導致前進側內部金屬量減少，從而形成了隧道缺陷。

轉速700 r/min時金相各區(qū)域的500倍顯微組織照片如圖3所示。由圖3a可知，母材的顯微組織是典型的擠壓態(tài)組織。由圖3b可知，焊核區(qū)在焊接過程中受到強烈的攪拌作用，組織發(fā)生了明顯變化，組織晶粒形狀變成等軸狀，且晶粒得到顯著的細化。鄰近焊核區(qū)的外圍區(qū)域為熱機影響區(qū)，該區(qū)域組織沒有焊核區(qū)組織變化的那么劇烈，它受到塑性金屬流動時產生的沖擊力和熱的雙重作用下，表現出畸變的組織，晶粒被拉長，并且具有一定的方向性，如圖3c所示。在熱機影響區(qū)以外的區(qū)域為熱影響區(qū)，該區(qū)域只受熱作用，擠壓組織消失，取而代之的是粗大的晶粒，如圖3d所示。

圖1 不同轉速下的焊縫外觀照片

2.3 拉伸試驗

將不同轉速的試件按照ISO 4136標準將接頭試樣加工成標準的拉伸試樣，每組試件取2個拉伸試樣，拉伸試驗結果如表3所示。

表3 不同轉速下的焊接接頭拉伸試驗結果對比

由表3可知，隨著轉速的增加，當轉速為500r/min時，焊縫的平均抗拉強度最大，達到了220.5 MPa，是母材強度的86.47%，而且斷裂位置都發(fā)生在前進側熱影響區(qū)。當轉速在600～700r/min之間時，抗拉強度略微下降，這與轉數為700 r/min時焊縫存在較小的隧道（見圖2d）有一定關系。當轉速為800 r/min時，抗拉強度明顯降低，平均抗拉強度為112.5MPa，僅達到母材抗拉強度的44.11%，并且斷裂位置都發(fā)生在焊縫，這與較大的隧道（見圖2e）和下表面的犁溝（見圖1f）有關。可見當焊接轉速達到一定值后，焊縫的抗拉強度會隨著轉速的增加而降低。

圖2 不同轉速下的接頭的宏觀金相照片

圖3 轉速為700 r/min金相的顯微組織照片

2.4 彎曲試驗

將不同轉速400～800 r/min的試件按照ISO 5173標準將接頭試樣加工成標準的彎曲試樣，每組試件取4個彎曲試樣，其中2個做面彎試驗，2個做背彎試驗。試驗壓頭直徑為30 mm，支輥間隙為38 mm，當轉速在400～700 r/min之間時，試樣的面彎和背彎試驗都經過180°彎曲變形，并且在試樣的外表面和側面均未發(fā)現裂紋，該區(qū)間轉速下的接頭塑性、延展性良好。當轉速達到800 r/min，2個背彎試驗不合格，這與焊縫下表面的犁溝有關。

2.5 顯微硬度試驗

分別選取轉速為500 r/min和700 r/min的2個試樣，采用FM-800顯微硬度計，測試方法為：原點均設在焊縫的中心位置，分別向兩側進行測量，依次經過熱機影響區(qū)、熱影響區(qū)和母材，測量點間隔0.5 mm。測試條件為：加載載荷50 g，加載時間10 s。測得的2個轉速下的焊接接頭顯微硬度分布曲線如圖4所示。硬度曲線大體呈“W”型，母材硬度最高，硬度值為90～95 HV。攪拌區(qū)硬度值高于熱影響區(qū)，且前進側熱影響區(qū)硬度最低（約為57 HV）。6005A-T6屬于時效強化鋁合金，時效過程為：過飽和固溶體→GP區(qū)→β''→β'→β。β''相與基體保持共格關系時，其增強效果最好，當出現β'或β相時，成為過時效狀態(tài)，增強效果開始變差[3-5]。6005AT6母材中含有大量的β''相，增強效果較好，所以母材硬度達到90 HV以上。熱影響區(qū)里的β''相溶于基體，析出粗大的β'，硬度值降低，而在攪拌過程中，前進側的溫度高于后退側[6]，因此前進側熱影響區(qū)的過時效現象更為明顯，所以前進側熱影響區(qū)的硬度最低。攪拌區(qū)也處于過時效狀態(tài)，而焊核區(qū)出現細小的等軸晶，所以硬度高于熱影響區(qū)。由圖4還可知，2個參數下的攪拌區(qū)硬度值變化不大，但700 r/min轉速的熱影響區(qū)寬度較500 r/min轉速的寬，這是因為700 r/min轉速時熱輸入較大，所以熱影響區(qū)較寬。

3 結論

（1）當焊接速度為500mm/min、攪拌頭轉速500～600 r/min時，焊縫表面成形較好，內部也沒有隧道等缺陷。

圖4 轉速為500 r/min和700 r/min顯微硬度曲線

（2）接頭微觀組織變化明顯，焊核區(qū)為細小的等軸晶粒，熱機影響區(qū)晶粒被拉長，且具有一定方向性，熱影響區(qū)受熱，晶粒較粗大。

（3）隨著攪拌頭轉速的增加，接頭的抗拉強度先增大后降低，當轉速為500 r/min時，抗拉強度達到最大值220 MPa，為母材抗拉強度的86.47%。

（4）雙軸肩攪拌摩擦焊的硬度曲線分布大致呈“W”型，母材硬度最大，其次為攪拌區(qū)域，最低為熱影響區(qū)，且硬度最低值出現在前進側熱影響區(qū)，隨著轉速的增加，攪拌區(qū)的硬度值變化不大，熱影響區(qū)的寬度有所增加。

參考文獻：

[1]張?zhí)飩}，郭得倫，欒國紅.固相連接新技術[J].攪拌摩擦焊技術[J].新工藝·新技術·新設備，1999（2）：35-36.

[2]鄧軍，趙運強，譚錦紅，等.攪拌頭轉速對鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭組織性能影響的研究[J].材料研究與應用，2017（2）：85-86.

[3]楊文超，汪明樸，盛曉菲，等.軌道交通車輛用6005A鋁合板材時效析出及硬化行為研究[J].金屬學報，2010，46（12）：1481-1487.

[4]LEE W B，YEON Y M，JUNG S B.Evaluation of the microstructure and mechanical properties of friction stir welded 6005 aluminum alloy[J].Materials Science and Technology，2003，19（11）：1513-1518.

[5]BIROL Y.DSC analysis of the precipitation reaction in AA6005alloy[J].Journal Analysis and Calorimetry，2008，93（3）：977-981.

[6]董鵬，孫大千，李洪梅，等.6005A-T6鋁合金攪拌摩擦焊接頭組織與力學性能特征[J].材料工程，2012（4）：30.