劉海濤 孟騰逸 王彥鵬

(中車株洲電力機車有限公司 湖南 株洲 412000)

0 引言

攪拌摩擦焊相對熔焊有諸多優(yōu)點，可以避免熔焊過程的氣孔和熱裂紋，接頭效率高，焊后變形及殘余應力小[1-3]。6005A-T6鋁合金因其良好的塑性、耐蝕性和成形性[4]，廣泛應用于軌道交通行業(yè)車體的制造。

攪拌摩擦焊焊接過程中，Z軸下壓力隨轉速的增加而降低；前進力隨轉速的增加而減小，隨焊接速度增加而變大。因此，常用的力值控制區(qū)域只能設置于相對穩(wěn)定的焊接部分，即攪拌頭插入母材階段和提升階段不易采用“恒壓力”控制且對整個焊接過程不具有代表性。而在焊接穩(wěn)定后的區(qū)域內實現“恒壓力”控制才可以較好地反映焊接性能。

目前攪拌摩擦焊產品的生產工藝通常把穩(wěn)定焊接過程中的轉速、焊速、壓力等作為固定工藝參數。而對于焊縫首尾兩端焊接起始及結束加/減速過程的研究相對較少[5-8]。行業(yè)內攪拌摩擦焊產品生產工藝通常會對焊縫首尾端不穩(wěn)定區(qū)域(一般預留各100 mm余量)進行加工去除，過多的焊縫性能不穩(wěn)定區(qū)無疑將增大加工量和材料浪費，本文旨在研究焊接首尾兩端起始位置的焊縫性能，分析從攪拌針扎入工件至達到穩(wěn)定焊接參數，以及穩(wěn)定焊接至停止焊接抽離工件的過程中焊縫組織結構和性能，確認焊縫首尾兩端質量穩(wěn)定性，對推動軌道交通車體制造提質增效具有一定作用[9-10]。

1 試驗材料和方法

試驗材料選用鋁合金6005A-T6側墻型材生產物料，采用對接和搭接結合的接頭形式，接頭熔深為3.5 mm，公母接頭具體形式如圖1所示。此類摩擦焊接頭結構為軌道交通用側墻及地板類長直型薄板型材最常見的設計方案，廣泛應用于各類地鐵及城軌車輛的車體制造。

圖1 摩擦焊焊接接頭形式

圖2 力學試樣取樣位置圖

試驗設備為北京賽福斯特技術有限公司生產的二維攪拌摩擦焊設備，攪拌頭針長4.3 mm，軸肩直徑15 mm。采用1 500 r/min的轉速，1 000 mm/min的焊接速度，9 kN～10 kN的焊接壓力進行焊接，焊接設備的加速長度為50 mm，減速長度為25 mm。

取樣位置為本次試驗的重要項點，按照距離產品端部焊縫長度方向進行劃分，可以通過分析這些區(qū)域內焊縫性能對預留余量的大小重新確認。

2 取樣過程

2.1 拉伸/彎曲試樣取樣

在整條焊縫起始端區(qū)域、穩(wěn)定焊接區(qū)域、收尾端區(qū)域分別取樣，如圖2所示，彎曲與拉伸試樣取樣位置一致，試樣中心分別距離攪拌針扎入/抽出點25 mm、68 mm、111 mm。沿焊接方向分別將試樣編號為A1、A2…A8。

2.2 金相及硬度試樣取樣

在拉伸試樣取樣位置中心取金相/硬度試樣，如圖3所示。金相觀測面分別距離攪拌針扎入/抽出點14 mm、30 mm、57 mm、73 mm、101 mm、117 mm。圖3標示了焊縫收尾端取樣尺寸，抽出端與起始端取樣位置對稱分布，以試板邊緣作為定位基準。

3 試驗結果

3.1 力學性能

取兩道焊縫的力學性能數據進行對比分析，不同區(qū)域內焊縫彎曲性能均表現良好；對抗拉強度進行對比，發(fā)現靠起始端和收尾端的焊縫抗拉強度略低于中部穩(wěn)定焊接的焊縫，整條焊縫抗拉強度趨勢為“山”字型，但整體強度相差不大(見圖4)。

圖3 金相試樣取樣位置圖(收尾端)

圖4 力學性能對比

起始端區(qū)域中A1、A2號樣件的焊縫平均抗拉強度為242 MPa，達到母材標準抗拉強度(270 MPa)的89.6%，收尾端A8號樣件的平均抗拉強度為240 MPa，達到母材標準抗拉強度的88.9%。焊縫中部穩(wěn)定焊接區(qū)域平均抗拉強度為249 MPa，達到母材標準抗拉強度的92.2%。

3.2 金相組織

焊核區(qū)由于受到攪拌棒強烈的機械攪拌作用，晶粒來不及長大就在攪拌的作用下破碎，形成細小的等軸晶組織[11]，本次試驗發(fā)現不同焊接區(qū)域內的焊核區(qū)晶粒大小和形態(tài)差別不大。

熱影響區(qū)是沒有受到攪拌頭機械攪拌作用的區(qū)域，通過對比發(fā)現該區(qū)域內基材的原始組織發(fā)生粗化程度不一。相較于穩(wěn)定焊接區(qū)致密的晶粒分布，焊接起始端和收尾端的晶粒組織在接近焊核區(qū)的小部分區(qū)域發(fā)生了局部破碎和黏附長大現象，其晶粒明顯大于穩(wěn)定焊接區(qū)。

起始端焊縫區(qū)域內攪拌針處于逐步加速的階段，但攪拌針扎入過程設置了1 s的停留預熱時間，故總體熱輸入與穩(wěn)定焊接區(qū)相差不大，晶粒組織只是略大于穩(wěn)定焊接區(qū)。

收尾端焊縫區(qū)域內攪拌針處于逐步減速的階段，但攪拌針焊接過程熱量逐步升高，且焊接速度在較短區(qū)域內(50 mm)急速下降，晶粒組織不夠穩(wěn)定，如圖5所示。

圖5 不同區(qū)域熱影響區(qū)金相對比

3.3 硬度對比

對金相試樣兩端分別進行維氏硬度檢測，硬度檢測面分別距離焊縫起始/結束端中心位置14 mm、30 mm、57 mm、73 mm、101 mm、117 mm。

采用QNESS維氏硬度計，在每條焊縫中心設置31個測量點進行檢測，將焊縫起始端和收尾端硬度結果數據分別匯總制表分析，可得到圖6和圖7兩張數據對比表。

圖6 焊縫起始端不同位置硬度分布

圖7 焊縫收尾端不同位置硬度分布

可以發(fā)現攪拌摩擦焊焊縫硬度分布趨勢呈現“W”型，熱影響區(qū)域硬度最低,主要分布在60～65 HV，焊縫中心硬度有所提升，主要分布在65～70 HV，母材硬度最高，主要分布在85～95 HV?？傮w來說，起始端焊縫硬度分布不存在明顯問題，整體在合格范圍內波動。由于摩擦焊起始端非常接近扎入點的位置(14 mm)，攪拌頭預熱和材料攪拌不完全充分，熱輸入不穩(wěn)定是導致硬度波動偏大的主要原因。

4 結論

(1)焊縫中部穩(wěn)定焊接區(qū)域內，軸向壓力、插入深度、主軸旋轉速度、前進速度均可以達到穩(wěn)定狀態(tài)，使得焊接質量相較于首尾端參數突變區(qū)域更加穩(wěn)定。

(2)通過對比距離攪拌針扎入/抽離不同位置的焊縫性能，發(fā)現扎入/抽出點最近距離14 mm位置的焊縫性能可以滿足標準要求，但是金相組織和硬度指標存在較大波動性。

(3)距離扎入/抽出點30 mm以上位置的焊縫性能基本達到穩(wěn)定狀態(tài)，減少現有100 mm預留加工量至30 mm左右可以極大降低型材浪費，并有效提高生產效率。

(4)預留加工量減少后，經批量產品實測，質量穩(wěn)定可靠，具備良好的推廣性。