李超軒，李 尾，董長雙，王燕青，秦偉強

(1.太原理工大學 機械與運載工程學院，山西 太原 030024；2.精密加工山西省重點實驗室，山西 太原 030024)

根據(jù)國家工信部和美國能源部發(fā)布的車輛使用性能的數(shù)據(jù)資料發(fā)現(xiàn)，十三五期間，國內汽車的總體運行成本要比美國的高出40%左右[1]。這不僅降低我國經(jīng)濟發(fā)展效率，而且對環(huán)境產(chǎn)生巨大負面影響。輕量化是解決這一問題的重要技術手段，其中車身輕量化(鋁合金車身)是一個關鍵的技術途徑。車身系統(tǒng)設計中很多涉及較多變截面板材的使用和曲面形狀設計；目前主流的工藝方法是[2]，先通過熱沖壓技術將不同厚度板材成形成所需要的汽車覆蓋件，然后采用焊接(激光焊或點焊技術)的方法實現(xiàn)各覆蓋件之間的連接。這種成形方式存在的最大問題是材料利用率低、工藝容錯性和可靠性均較差。

為了提高鋁合金車身成形過程中的生產(chǎn)效率，尤其是提高變截面板材在焊接和沖壓成形時候的工藝穩(wěn)定性，國內外有研究者[3-6]提出先用固相成形技術實現(xiàn)不等厚板材的拼焊，然后再將拼焊板材進行整體熱沖壓的新技術方案。此方案的開發(fā)和應用關鍵環(huán)節(jié)是開發(fā)不等厚度板材的高效、可靠焊接技術。攪拌摩擦焊是一種免焊料的固相連接技術，目前已經(jīng)在航空航天和汽車領域實現(xiàn)了輕質合金的點焊和縫焊連接[7-11]，尤其是在板材的焊接成形中顯現(xiàn)出高的焊接效率和可靠性。本課題采用攪拌摩擦焊技術進行5754鋁合金不等厚度(1.2 mm和2.0 mm)板材的拼焊，利用金相顯微鏡、掃描電鏡和拉伸實驗機研究焊接接頭微觀形貌和力學性能，揭示接頭成形的機制和性能隨工藝參數(shù)的變化規(guī)律，探索不等厚度5754鋁合金板材在汽車覆蓋件成形中的應用。

1 試驗材料和方法

1.1 試驗材料

本試驗采用供貨狀態(tài)H32的5754鋁合金板材，厚度分別為1.2 mm和2.0 mm。其主要力學性能：抗拉強度Rm≥260 N/mm2，屈服強度Rp0.2≥220 N/mm2， 伸長率A≥13%。5×××系鋁合金的主要合金元素是Mg，是一類不可熱處理強化鋁合金。5754鋁合金的化學成分見表1。物理性能見表2。

表1 母材的化學成分(質量分數(shù)/%)Table 1 Chemical composition of the base material(mass fraction/%)

表2 母材的物理性能Table 2 Physical properties of the base material

1.2 焊接試驗設備

采用北京賽福斯特研發(fā)的FSW-LM-AFM16-2D型攪拌摩擦焊機進行5754鋁合金的焊接，其主要參數(shù)范圍是：攪拌頭旋轉轉速范圍100 r/min～1 500 r/min，焊接速度范圍0～1 200 mm/min，根據(jù)母材板厚度，攪拌頭軸肩直徑為Φ15 mm,攪拌針直徑為Φ4 mm、長度為1.2 mm，軸肩下壓量則可根據(jù)實際焊接要求進行調節(jié)。

1.3 測試設備

采用TSCAN-MIRA3LMH型掃描電鏡(SEM)觀察焊接接頭和斷口形貌。拉伸試驗在DNS200型綜合拉伸試驗機上進行，試樣尺寸參照GB/T 26957-2011的標準進行制備。

1.4 焊接過程傾斜角和工藝設計

試驗過程是將厚度1.2 mm和2.0 mm的5754鋁合金母材通過攪拌摩擦焊進行對接試驗。當兩塊板的厚差較小時，由于攪拌頭軸肩對基體金屬有一定的包容性，在不設計焊接工裝的情況下，仍能形成外觀形貌較好的焊縫；而當兩塊板厚度相差較大時，為了盡量保證金屬板材的焊縫底部被焊透，攪拌頭的下壓量需要以較薄的板材為準[12-13]，因此焊接時會出現(xiàn)一定的焊接飛邊以及較厚板一側出現(xiàn)減薄現(xiàn)象[14](圖1a所示)。本次試驗所用的設備攪拌頭只能沿焊接方向偏轉一定的角度，而本試驗需攪拌頭軸線相對焊縫對接端面偏移一定角度。所以通過改變焊接工裝相對工作臺進行傾斜來達到改變攪拌針傾斜角的效果，使焊縫表面與母材表面過渡平滑。為了達到這種效果，需要對焊接工裝相對工作臺的傾斜角度β做精確確定(圖1b所示)。

圖1 攪拌摩擦焊攪拌頭位置設計Fig.1 Design of FSW tool position

2 試驗結果與分析

2.1 軸肩傾斜角對接頭成形的影響

本試驗所使用的攪拌摩擦焊設備主要工藝參數(shù)有焊接速度、攪拌頭旋轉速度、軸肩下壓量和偏移量等。在試焊過程中如果工作臺水平放置，會發(fā)現(xiàn)薄板由于與厚板存在高度差不易于攪拌頭摩擦，會導致由于薄板熱量不足焊縫成形差、未熔合等缺陷。當調節(jié)工作臺的傾斜角度，就能有效解決上述問題，讓傾斜角的角度和攪拌頭的軸肩與薄板的夾角相等。但又出現(xiàn)了新的問題，即焊縫的飛邊和起皮量很大，甚至出現(xiàn)裂縫足以影響焊縫的質量(圖2a、b所示)。在采用如圖2c所示的形式調節(jié)攪拌頭的傾斜角度能有效解決這個問題。由此可以看出，隨著傾斜角的增加，飛邊量也逐漸減少。攪拌頭傾斜度為0°時由于下壓量的限制無法完成焊接；攪拌頭傾斜角為1°和1.5°時飛邊量減少但還有少量飛邊；當攪拌頭傾斜角為2.8°時焊縫外觀形貌最好。因此后續(xù)工藝參數(shù)中攪拌頭的傾斜角固定在2.8°。

圖2 不同傾斜角的焊接接頭宏觀形貌Fig.2 Macro morphologies of welded joints with different inclination angles

2.2 不等厚度板的攪拌摩擦焊微觀形貌

圖3a為全焊縫放大40倍的形貌，可以觀察到整個焊縫的輪廓，不等厚度板沿著焊縫縱向方向呈均勻梯度變化，塑性流線清晰可見且呈不規(guī)則波形，這種“相嵌”結構在一定程度上可以提高接頭的力學性能。此外還可以在厚板母材側觀察到薄板母材擠壓組織，這是由于攪拌頭的初始位置偏向厚板一側所致，同時也說明通過攪拌使兩種母材實現(xiàn)熱-力擴散；而黑色陰影部分則為未擠出的氧化皮組織。在焊接接頭焊核區(qū)的中心位置能觀察到明顯的界面線(圖3b)，界面線兩側母材經(jīng)歷了晶粒的破碎和重新長大，沒有發(fā)現(xiàn)任何組織缺陷，說明在合適工藝參數(shù)下攪拌摩擦實現(xiàn)了兩種不等厚度母材的可靠連接。圖3c為接頭的熱機影響區(qū)組織形貌，組織致密未見明顯缺陷，由于攪拌頭的旋轉作用從中間處對具有流動性的金屬進行了離心覆蓋，在微觀組織中能明顯觀察到均勻一致的流線，表明在沿著某一特定方向攪拌時，兩種母材率先發(fā)生軟化并同時發(fā)生相互擴散，形成冶金組織。

圖3 5754鋁合金攪拌摩擦焊接頭顯微組織Fig.3 Microstructure of 5754 aluminum alloy FSW joint

為了進一步研究波狀熔合線周圍的不連續(xù)氣孔，采用EDS點掃描對氣孔及其周圍的組織進行元素掃描(圖4a、b)，根據(jù)掃描結果可以看出除了母材的Mg、Fe元素外氣孔周圍有O元素出現(xiàn)(圖4c)，這可能是攪拌速度不合適導致攪拌過程中覆蓋在母材表面的氧化鋁沒有被及時擠出，因此可以通過調整攪拌頭旋轉速度予以消除，后續(xù)的斷裂位置和斷口形貌測試也證明這些不連續(xù)的氣孔對接頭力學性能的影響較小。

圖4 5754鋁合金板焊接接頭微觀形貌和電子能譜Fig.4 Microstructure and electron spectra of welded joints in 5754 aluminum alloy sheet

2.3 不同攪拌頭轉速下焊接頭的抗拉強度和斷裂行為

為了研究不同攪拌頭轉速下的焊接接頭抗拉強度，在焊接速度、下壓量、傾斜角等工藝參數(shù)不變的情況下，通過改變攪拌頭轉速評價不等厚度板接頭的力學性能和失效機制。

圖5為焊接接頭拉伸試樣的斷裂狀態(tài)。拉伸試樣的斷裂位置均發(fā)生在靠近焊接接頭的薄板母材區(qū)，且斷口附近均發(fā)生了徑縮，這說明焊接接頭強度大于薄板母材的而小于厚板母材的。按焊接接頭組成來看斷裂位置位于薄板側熱機影響區(qū)，這是由于接頭熱機影響區(qū)晶粒粗大而且部分位置出現(xiàn)擠壓分層，并有一些氣孔和夾雜缺陷，其組織致密程度要小于母材的，所以綜合力學性能變差，是焊接接頭的最脆弱位置。

圖5 接頭拉伸的斷裂情況Fig.5 Tensile and fracture of the joint

表3是在一定工藝參數(shù)下不同攪拌頭轉速下的接頭抗拉強度值。相對于母材而言，接頭的抗拉強度保持率均超過90%，體現(xiàn)了良好的力學性能。隨著攪拌頭轉速的提高，接頭抗拉強度有所提高，在1 080 r/min附近達到了最高的247 N/mm2。而當攪拌頭轉速達到1 280 r/min抗拉強度值有所衰減，這可能是由于轉速太快攪拌力和材料摩擦產(chǎn)生熱量過多導致組織過熱；鋁合金熱導率較大、散熱快，過熱組織會改變晶體的二次結晶和再結晶過程，引起組織和晶粒粗化而降低了表層金屬的力學性能。

表3 不同攪拌頭轉速焊接頭的抗拉力學性能Table 3 Tensile mechanical properties of joints with different tool speeds

為了進一步研究拉伸樣品的斷裂形式，利用掃描電鏡觀察斷口形貌，圖6為斷口掃描電鏡圖?？梢钥闯?，薄板母材區(qū)的斷口是典型的韌窩狀斷口，斷口布滿了大小不等的橢圓形的杯狀凹坑群。這些韌窩是由于微孔在空間三維方向上被均勻拉伸長大，最終形成橢圓形的等軸韌窩。在拉伸過程中，伴隨著塑性變形加劇，在頸縮中心部位裂紋開始形核，成為多個顯微孔洞。韌窩斷裂包含著微孔的形成、長大、會合，并最終斷裂的過程。結合其伸長率數(shù)據(jù)和斷口徑縮程度可以判斷薄板母材區(qū)的斷裂為韌性斷裂，表明接頭具有良好的韌性。

圖6 拉伸樣品斷口形貌Fig.6 Fracture profile of tensile sample

3 結 論

利用攪拌摩擦焊進行了不等厚度5754鋁合金板(1.2 mm和2.0 mm)的焊接試驗，在攪拌頭傾斜角為2.8°時接頭飛邊和起皮消失；接頭組織致密均勻，熔合線兩側的焊核區(qū)發(fā)現(xiàn)少量氣孔和夾雜，能譜分析為少量氧化鋁；熱機影響區(qū)能觀察到明顯塑性流線，兩種厚度母材組織在接頭處實現(xiàn)交互融合和組織再結晶；接頭的抗拉強度隨著攪拌頭轉速的增加而增加，在轉速為1 080 r/min時，接頭抗拉強度達到247 N/mm2，達到母材強度的95%；斷裂位置均位于薄板側熱影響區(qū)，徑縮尺寸和斷口形貌表現(xiàn)為典型的韌性斷裂。