工藝參數(shù)對5083/6082鋁合金攪拌摩擦焊T型接頭組織與性能的影響

劉 杰 ，何廣忠 ，屈志軍 ，李文曉 ，吉 華

（1.中車長春軌道客車股份有限公司，吉林 長春 130062；2.航天工程裝備（蘇州）有限公司，江蘇蘇州100145）

0 前言

T型接頭是軌道車輛高速動(dòng)車組等鋁合金車體制造領(lǐng)域中廣泛應(yīng)用的接頭形式，尤其在司機(jī)室部件中幾乎90%以上焊縫均采用T型接頭設(shè)計(jì)。T型接頭設(shè)計(jì)結(jié)合MIG焊工藝，有效提高了壁板穩(wěn)定性，但整個(gè)構(gòu)件的表面質(zhì)量還不夠理想[1]。目前采用的熔焊段焊工藝方法解決了一部分焊接變形問題，但是客戶對產(chǎn)品外觀平整度和易于制造復(fù)雜美觀曲面車體的需求越發(fā)引起重視[2-4]。

攪拌摩擦焊技術(shù)（FrictionStirWelding，簡稱FSW）憑借其高質(zhì)、高效、節(jié)能及環(huán)保等技術(shù)優(yōu)勢，已在國內(nèi)外各制造領(lǐng)域中得到廣泛應(yīng)用[5-7]。隨著FSW技術(shù)衍生新技術(shù)的拓展應(yīng)用，T型接頭FSW工藝還處于試驗(yàn)階段[8-12]，加快T型接頭FSW的工程應(yīng)用，將具有一定的研究和應(yīng)用價(jià)值。

本研究選用高速列車鋁合金司機(jī)室用4mm+8mm板厚5083-O/6082-T6的板材組合異質(zhì)材料，采用T型接頭結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，通過改變焊接轉(zhuǎn)速及焊接速度，重點(diǎn)研究攪拌摩擦焊工藝參數(shù)對T接頭組織和性能的影響，為加快鋁合金車體攪拌摩擦焊應(yīng)用生產(chǎn)提供理論支撐。

1 試驗(yàn)材料和方法

試驗(yàn)用鋁合金為4 mm厚的5083-O壁板板材和8 mm厚的6082-T6筋板板材，化學(xué)成分如表1所示。板材尺寸規(guī)格分別為4 mm×600 mm×150 mm和8 mm×600 mm×150 mm，組配成T型接頭形式進(jìn)行焊接工藝試驗(yàn)。

表1 鋁合金化學(xué)成分%

焊接試驗(yàn)在攪拌摩擦焊專用設(shè)備上進(jìn)行，采用設(shè)計(jì)專用攪拌頭，攪拌頭軸肩20 mm、針長6 mm及頂端直徑為5.5 mm，焊接前傾角2.5°[13]。為了研究工藝參數(shù)因素對鋁合金T型接頭攪拌摩擦焊組織性能的影響，除考慮焊接轉(zhuǎn)速與焊接速度變化之外，其他工藝因素一致，選擇15組焊接工藝參數(shù)如表2所示。

焊接試驗(yàn)完成后，機(jī)加制取金相、拉伸、彎曲試樣。拉伸試驗(yàn)在室溫條件下，在CMT4304型電子萬能試驗(yàn)機(jī)上分別進(jìn)行T方向和L方向拉伸試驗(yàn)，加載速率10 mm/min，L方向拉伸試驗(yàn)示意如圖1所示；彎曲試驗(yàn)示意如圖2所示，通過彎曲斷裂角度評價(jià)接頭的彎曲性能。

表2 試驗(yàn)用的焊接工藝參數(shù)

圖1 拉伸試驗(yàn)示意

圖2 彎曲試驗(yàn)示意

在HVS-1000型數(shù)顯顯微硬度計(jì)上進(jìn)行接頭顯微硬度試驗(yàn)，試驗(yàn)載荷200 g，加載時(shí)間15 s，測試位置位于壁板和筋板中心，每個(gè)間隔點(diǎn)為1 mm，測試點(diǎn)示意如圖3所示。

圖3 硬度試驗(yàn)測試點(diǎn)示意

2 結(jié)果和分析

2.1 T型接頭宏觀形貌

對組配好的T型接頭進(jìn)行初步的FSW焊接試驗(yàn)，工藝參數(shù)及試樣編號(hào)如表2所示，不同工藝參數(shù)條件下的焊縫表面宏觀形貌，如圖4所示。除編號(hào)8a-3和8a-12試樣的焊縫表面開裂、未有效成形之外，其他工藝參數(shù)條件下的焊縫表面成形良好，其中編號(hào) 8a-5、8a-6、8a-7、8a-8 及 8a-9 試樣的焊縫表面光滑、無飛邊和表面溝槽缺陷。

圖4 不同工藝參數(shù)條件下獲得的焊縫表面宏觀形貌

不同工藝參數(shù)下T型接頭FSW接頭的宏觀形貌如圖5所示。其中編號(hào)8a-3和8a-12試樣焊縫表面開裂，沒有取低倍試樣分析；編號(hào)8a-1、8a-2和8a-4試樣接頭后退側(cè)弱結(jié)合區(qū)域出現(xiàn)裂縫；其他編號(hào)的接頭內(nèi)部未發(fā)現(xiàn)孔洞、裂縫等缺陷，壁板和筋板之間均得到有效的連接，說明焊接轉(zhuǎn)速過低（800 r/min）時(shí)，摩擦產(chǎn)熱不夠。當(dāng)后退側(cè)未得到有效熱輸入，在弱結(jié)合區(qū)域開裂。當(dāng)焊接轉(zhuǎn)速達(dá)到1000r/min時(shí)，焊縫前進(jìn)側(cè)呈“鐮刀狀”，后退側(cè)的原始搭接界面向壁板側(cè)發(fā)生偏移，形成“波浪狀”界面，這是壁板在攪拌工具強(qiáng)烈向下的頂鍛和筋板對塑性金屬向上的反彈共同作用下形成。上述特征隨著焊接轉(zhuǎn)速增加至1 500 r/min，前進(jìn)側(cè)與后退側(cè)區(qū)域的形態(tài)、大小發(fā)生明顯變化，攪拌區(qū)域金屬塑性流動(dòng)異常，特別是后退側(cè)的搭接界面（弱結(jié)合區(qū)）向壁板側(cè)發(fā)生偏移過量，這對接頭的力學(xué)性能影響相當(dāng)不利的，說明焊接轉(zhuǎn)速對T型接頭低倍組織影響較為明顯。Fratini采用異質(zhì)鋁合金進(jìn)行FSW-T型連接[14]，得到相同的試驗(yàn)結(jié)論。

2.2 T型接頭力學(xué)性能

2.2.1 T型接頭抗拉強(qiáng)度

T型接頭T方向拉伸試驗(yàn)數(shù)據(jù)如表3所示。在試驗(yàn)15種焊接工藝參數(shù)范圍內(nèi)，除編號(hào)8a-3和8a-12試樣的表面開裂，無法獲得試驗(yàn)數(shù)據(jù)之外，其余接頭T方向抗拉強(qiáng)度值最高可達(dá)到327 MPa。T型接頭L方向拉伸試驗(yàn)數(shù)據(jù)如表4所示，除編號(hào)8a-3和8a-12試樣的表面開裂無法獲得試驗(yàn)數(shù)據(jù)之外，其余接頭L方向抗拉強(qiáng)度最高可達(dá)到143 MPa。綜合焊縫表面VT試驗(yàn)和接頭抗拉強(qiáng)度試驗(yàn)的結(jié)果，編號(hào)8a-8試樣的工藝參數(shù)，即在焊接轉(zhuǎn)速1 200 r/min和焊接速度500 mm/min條件下，接頭T方向和L方向的抗拉強(qiáng)度均較為優(yōu)良，分別為256MPa和105 MPa，亦可以得出焊接轉(zhuǎn)速和焊接速度參數(shù)不宜過高，焊接過程才不失穩(wěn)，同時(shí)可獲得抗拉強(qiáng)度適宜的焊接接頭。

圖5 不同工藝參數(shù)條件下獲得的接頭宏觀形貌

從拉伸試樣的斷裂位置可以看出，T方向拉伸試樣斷裂位置均位于熱力影響區(qū)，隨著焊接轉(zhuǎn)速的增加，斷裂位置都集中在后退側(cè)熱力影響區(qū)；而L方向斷裂位置在壁板的熱力影響區(qū)、焊核區(qū)及壁板與筋板結(jié)合的界面處均有出現(xiàn)，但當(dāng)焊接轉(zhuǎn)速達(dá)到1 500 r/min及以上時(shí)，后退側(cè)的搭接界面（弱結(jié)合區(qū)）向壁板側(cè)發(fā)生嚴(yán)重偏移，間接對壁板板厚減薄過多（見圖5），斷裂發(fā)生在壁板的焊核區(qū)，這也是影響T方向抗拉強(qiáng)度偏低的原因。以上說明T型接頭焊接工藝參數(shù)的匹配選擇對接頭的抗拉強(qiáng)度及斷裂位置影響較大。編號(hào)8a-7、8a-8及8a-9試樣的拉伸斷裂位置照片如圖6所示。

表3 T型接頭T方向拉伸試驗(yàn)結(jié)果

表4 T型接頭L方向拉伸試驗(yàn)數(shù)據(jù)

圖6 接頭拉伸試驗(yàn)后斷裂位置

2.2.2 T型接頭彎曲試驗(yàn)

對T型接頭進(jìn)行彎曲試驗(yàn)分析，AS側(cè)彎和RS側(cè)彎曲試驗(yàn)結(jié)果如表5所示。由表5可知，斷裂角度14°～27°，RS 側(cè)除編號(hào) 8a-3 和 8a-12 試樣未獲得數(shù)據(jù)之外，編號(hào)8a-7、8a-8和8a-9試樣彎曲性能較好，能夠滿足工藝試驗(yàn)的要求。彎曲試驗(yàn)后樣件斷裂形貌如圖7所示。

表5 T型接頭彎曲試驗(yàn)測試數(shù)據(jù)

圖7 彎曲試驗(yàn)后樣件宏觀形貌

綜上所述，鋁合金T型接頭FSW工藝窗口在焊接轉(zhuǎn)速為1 000～1 200 r/min、焊接速度為300～700 mm/min，接頭宏觀形貌、抗拉強(qiáng)度及彎曲性能較為優(yōu)良。鋁合金T型接頭FSW工藝窗口如圖8所示。

2.2.3 T型接頭顯微硬度

壁板（T方向）的典型硬度分布如圖9所示。接頭各區(qū)域硬度值變化不大，在70～90 HV之間，這是因?yàn)?083鋁合金為非熱處理強(qiáng)化鋁合金，接頭熱影響區(qū)并未出現(xiàn)軟化區(qū)，引起硬度微小波動(dòng)的原因是晶粒受熱，尺寸變化；焊核區(qū)由于受到熱和力的雙重作用，晶粒發(fā)生回復(fù)再結(jié)晶并且晶粒受熱長大，從而晶粒尺寸發(fā)生明顯變化，對顯微組織硬度產(chǎn)生一定的影響。從編號(hào)8a-7、8a-8和8a-9壁板的顯微硬度值對比分析可知，焊接接頭壁板（T向）硬度變化不大，呈較為平緩的趨勢。

圖8 鋁合金T型接頭FSW工藝窗口

圖9 T型接頭T方向的硬度分布

筋板（L方向）的典型硬度分布如圖10所示。隨著距離壁板中心距離的增加，硬度值呈先降低后增高，最后趨于母材值，硬度最低值在60～70 HV區(qū)間，即熱力影響區(qū)向熱影響區(qū)的過渡區(qū)，偏于熱影響區(qū)，說明距離壁板中心4～6 mm處存在明顯的軟化區(qū)。由于6082鋁合金為可熱處理強(qiáng)化鋁合金，接頭熱影響區(qū)析出強(qiáng)化相發(fā)生粗化，易出現(xiàn)軟化區(qū)；焊核區(qū)受到攪拌頭熱和力的雙重作用，晶粒發(fā)生回復(fù)再結(jié)晶并且晶粒受熱長大，晶粒尺寸發(fā)生明顯變化，對顯微組織硬度產(chǎn)生較大影響。從編號(hào)8a-7、8a-8和8a-9筋板的顯微硬度值對比分析可知，在焊接速度300～700 mm/min范圍內(nèi)，軟化區(qū)出現(xiàn)的位置及軟化區(qū)的硬度值差異不明顯。綜合接頭拉伸試驗(yàn)斷裂位置，說明T型接頭的焊縫區(qū)較為復(fù)雜，最薄弱點(diǎn)并非硬度值低點(diǎn)，而是后退側(cè)的壁板與筋板結(jié)合處的弱結(jié)合區(qū)，也同時(shí)說明編號(hào)8a-10～8a-15的試樣，即焊接轉(zhuǎn)速大于等于1500r/min時(shí)，攪拌區(qū)域金屬塑性流動(dòng)異常，此工藝參數(shù)不可取。Tavares[15]在AA6056T-4壁板和AA7075-T6筋板組成的T型接頭上各取3個(gè)不同位置進(jìn)行顯微硬度測試，也得出異種材料T型接頭的硬度會(huì)出現(xiàn)一些特殊情況的結(jié)論。

圖10 T型接頭L方向的顯微硬度分布

3 結(jié)論

（1）對4 mm+8 mm板厚5083-O/6082-T6板材組合T型接頭進(jìn)行攪拌摩擦焊接，獲得的焊縫成形美觀，筋板與壁板實(shí)現(xiàn)有效連接；前進(jìn)側(cè)區(qū)域攪拌作用明顯，呈“鐮刀狀”，后退側(cè)區(qū)域攪拌作用不明顯，壁板與筋板搭接界面（弱結(jié)合區(qū)）向壁板方向發(fā)生偏移，形成“波浪狀”界面。

（2）鋁合金T型接頭在焊接轉(zhuǎn)速1000～1200r/min、焊接速度300～700mm/min的工藝窗口內(nèi)，接頭宏觀形貌、抗拉強(qiáng)度及彎曲性能較為優(yōu)良；焊接轉(zhuǎn)速的變化對接頭抗拉強(qiáng)影響較明顯；其中在焊接轉(zhuǎn)速1 200 r/min和焊接速度500 mm/min條件下，接頭壁板方向的抗拉強(qiáng)度可達(dá)到256 MPa，斷裂發(fā)生在后退側(cè)熱影響區(qū)；而筋板方向抗拉強(qiáng)度可達(dá)到105MPa，斷裂位置在壁板與筋板結(jié)合界面處。

（3）T型接頭壁板（T方向）各區(qū)域硬度值在70～85 HV之間，變化不大；而筋板（L方向）各區(qū)域硬度值隨著距離壁板中心得距離增加，硬度值呈先降低后升高，最低值為70 HV。