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摘要：對5mm厚2024鋁合金板進行了不同焊接速度（20～100mm•min－1）下的攪拌摩擦焊，研究了焊接接頭的顯微硬度與拉伸性能。結果表明：接頭在垂直于焊縫方向上的顯微硬度整體呈W形分布，焊核區顯微硬度高于熱影響區與熱機影響區的，但仍低于母材的，熱影響區和熱機影響區過渡位置的顯微硬度最低；隨焊接速度的增大，焊核區的平均顯微硬度升高，焊接接頭的抗拉強度和伸長率均呈先增大后略微降低的趨勢；當焊接速度為80mm•min－1時，抗拉強度和伸長率均達到最大值，分別為347．2MPa和7．8％；接頭在熱機影響區與熱影響區邊界發生剪切斷裂，斷裂位置與顯微硬度最低位置相吻合，接頭的斷裂方式為韌性斷裂。

關鍵詞：2024鋁合金；攪拌摩擦焊；顯微硬度；拉伸性能

引言

2024鋁合金因具有較高的強度和硬度而廣泛用于制造飛機的零部件，如薄壁管件、隔框、翼梁、搭接蒙皮等［1－2］。目前，鋁合金的焊接方法主要包括鎢極氣體保護焊、熔化極惰性氣體保護焊、電子束焊、變極性等離子焊等，但是采用這些方法進行焊接后焊接接頭系數較低，焊接熔池溫度較高，焊縫中不可避免地會出現氣孔、裂紋等缺陷。在攪拌摩擦焊過程中焊縫金屬不發生熔化，在很大程度上避免了氣孔、裂紋等缺陷的產生，所形成接頭的顯微組織致密，成形質量好，因而攪拌摩擦焊成為2024鋁合金的首選焊接方法，并且該焊接方法已經廣泛應用于軌道交通［3］、航空航天、船舶制造和海洋工業等領域。目前，有關鋁合金攪拌摩擦焊接頭力學性能的研究主要集中在拉伸性能、疲勞性能等方面。研究表明，顯微硬度與材料的其他性能具有一定的關系，例如：HEJAZI等［4］通過顯微硬度分布建立了AA6061－T913鋁合金攪拌摩擦焊接頭的顯微硬度與組織和力學性能之間的關系；徐韋鋒等［5］通過顯微硬度結果建立了板厚方向上鋁合金攪拌摩擦焊接頭顯微組織與力學性能之間的關系；HAO等［6］研究了不同焊接工藝參數下沿焊縫中心方向的接頭顯微硬度變化規律，并得出了接頭軟化區寬度與工藝參數有關的結論。同時，顯微硬度測試還具有成本低、操作簡單、非破壞性等優點。但是，有關2024鋁合金的顯微硬度和其力學性能關系的研究較少。因此，作者對5mm厚2024鋁合金板進行了不同焊接速度下的攪拌摩擦焊，研究了接頭顯微硬度的分布規律，測試了接頭的拉伸性能，分析了顯微硬度與拉伸性能的關系。

1試樣制備與試驗方法

試驗材料為2024－T4鋁合金軋制板，厚度為5mm，化學成分如表1所示。在試驗材料上加工出尺寸200mm×160mm×5mm的試樣，在FSW－3LM－015型龍門式攪拌摩擦焊機上進行平對接焊接試驗，旋轉速度恒定在1000r•min－1，焊接速度分別為20，40，60，80，100mm•min－1，下壓量為0．19mm，攪拌頭傾斜角為2．5°。選用4Cr5MoSiV模具鋼攪拌頭，其中攪拌針為4．7mm×4．7mm的圓柱體，軸肩采用內凹設計以增大塑化金屬的流動空間，內凹角為3°，軸肩直徑為18mm。焊后用線切割機垂直于焊接方向在焊接接頭上截取平面尺寸為15mm×24mm的金相試樣，經粗磨、細磨、拋光，用Keller試劑腐蝕后，在FJ－4D型倒置光學顯微鏡上觀察接頭不同區域的顯微組織；在接頭橫截面上以焊縫為中心，在其兩側均取長10mm、厚5mm的區域，用HV－1000B型維氏硬度計，每隔0．5mm取點測顯微硬度，加載載荷為0．98N，保載時間為15s，將不同位置的顯微硬度繪制成3D曲面分布示意圖和等值線示意圖。按照GB／T228．1－2010，以焊縫為中心截取標距為105mm的拉伸試樣，采用AG－10TA型電子萬能拉伸機進行室溫拉伸試驗，取樣方向與焊接方向垂直，拉伸速度為2mm•min－1，不同焊接速度下測3個試樣取平均值。采用QuantaFEG－450型場發射掃描電子顯微鏡（SEM）觀察拉伸斷口形貌。

2試驗結果與討論

2．1顯微組織由圖1可知：在焊接速度為80mm•min－1條件下，焊接接頭焊核區（NZ）在攪拌針強烈的攪拌作用下產生了大量的摩擦熱并發生了嚴重的塑性變形，導致該區域發生了動態再結晶，因此形成了細小的等軸晶組織；熱機影響區（TMAZ）位于焊核區和熱影響區（HAZ）之間，在攪拌針的攪拌作用下該區域產生了摩擦熱并經歷了嚴重的塑性變形，但均不及焊核區的強烈，因此沒有形成動態再結晶組織，而是晶粒明顯拉長；相較于焊核區和熱機影響區，熱影響區并沒有發生塑性變形，僅僅經歷了焊接熱循環作用，因此僅發生了晶粒粗化。通過觀察不同焊接速度下接頭的顯微組織可發現，接頭的顯微組織變化不明顯，僅焊核區晶粒度隨著焊接速度的增大而略有減小，因為不對其他焊接速度下的顯微組織進行描述。

2．2力學性能2．2．1顯微硬度由圖2可知：接頭在垂直于焊縫方向上的顯微硬度整體呈W形分布，即由母材（BM）至熱機影響區，顯微硬度顯著下降，由熱機影響區到焊核區，顯微硬度有所提高，但仍低于母材的。由圖3可以看出，焊接接頭母材的顯微硬度最高，達到136HV；熱影響區和熱機影響區的過渡位置均出現了密集的等值線，這表明這一位置的顯微硬度發生了顯著的變化，且均為降低趨勢，這是由于在熱循環作用下熱影響區晶粒發生粗化，而在摩擦熱和塑性變形的作用下，熱機影響區第二相發生部分溶解、團聚，晶粒拉長，這2個區域的軟化非常明顯，因此顯微硬度顯著降低，最低值為88HV；在熱機影響區與焊核區的過渡區域也出現了密集的等值線，該位置顯微硬度明顯升高，最大值為128HV，但仍低于母材的，這是由于雖然焊核區第二相粒子發生了溶解，但在動態再結晶過程中組織中有細小彌散分布的第二相析出，形成等軸晶組織［7］，因此相比于熱影響區與熱機影響區，顯微硬度有所提高。綜上可知，熱影響區和熱機影響區的過渡位置是焊接接頭的薄弱區域。由圖3還可以看出：在接頭厚度方向上，焊核區的顯微硬度隨距接頭上表面距離的增加而降低，這是由于焊接接頭的上表面與高速旋轉的攪拌頭軸肩及攪拌針緊密接觸，在焊接過程中產生的摩擦熱更多，同時軸肩強烈的壓力作用使接頭上表面的塑性變形更加劇烈而導致的。由圖4可知：母材的顯微硬度在133～138HV，為接頭顯微硬度最大的區域，焊核區的顯微硬度均明顯高于熱影響區和熱機影響區的；當焊接速度由20mm•min－1提高至100mm•min－1時，焊核區的平均顯微硬度由117．8HV增大到125．6HV。2．2．2拉伸性能由圖5可以看出：隨著焊接速度的增大，焊接接頭的抗拉強度和伸長率均呈先增大后略微降低的趨勢；當焊接速度為80mm•min－1時，抗拉強度和伸長率均達到最大值，分別為347．2MPa和7．8％。隨著焊接速度的增長，單位面積軸肩所產生的摩擦熱減少，而攪拌針附近金屬的塑性變形程度增大，塑性變形熱占比增大，使得焊縫厚度方向上組織更加均勻，因此焊接接頭的拉伸性能明顯提高［7－8］；然而，當焊接速度過快時，在攪拌作用下產生的摩擦熱和塑性變形熱來不及傳導，導致焊縫厚度方向上組織不均勻，甚至出現組織缺陷，因此當焊接速度大于80mm•min－1時，接頭的拉伸性能略有下降。由圖6可以看出：接頭在熱機影響區與熱影響區過渡位置發生剪切斷裂，頸縮不明顯，且斷口與拉伸方向成45°，斷裂位置與由圖3和圖4分析得到的接頭薄弱位置相一致，這表明顯微硬度與接頭的拉伸性能存在一定關系。由圖7可以看出：拉伸斷口上存在大量韌窩，說明斷裂方式為明顯的韌性斷裂，韌窩是由第二相顆粒剝離后留下的；斷口上還可觀察到第二相顆粒劈裂和撕裂后留下的斷面（A位置所示）。2024鋁合金拉伸斷口上韌窩的形成與第二相顆粒的分布密切相關，而韌窩的尺寸取決于第二相顆粒的間距；第二相顆粒對滑移起阻礙作用，從而在第二相顆粒與滑移面交界處造成應力集中，當應力達到第二相顆粒與基體的結合強度時，第二相顆粒與基體剝離。

3結論

（1）隨著焊接速度的增大，焊接接頭的顯微組織變化不明顯，焊核區為細小的等軸晶組織，熱影響區晶粒粗化，熱機影響區晶粒拉長。（2）接頭在垂直于焊縫方向上的顯微硬度整體呈W形分布，焊核區顯微硬度高于熱影響區與熱機影響區的，但仍低于母材的；當焊接速度由20mm•min－1提高至100mm•min－1時，焊核區的平均顯微硬度由117．8HV提高到125．6HV；熱影響區和熱機影響區過渡位置的顯微硬度最低，是焊接接頭的薄弱位置。（3）隨著焊接速度的增大，焊接接頭的抗拉強度和伸長率均呈先增大后略微降低的趨勢；當焊接速度為80mm•min－1時，抗拉強度和伸長率均達到最大值，分別為347．2MPa和7．8％；接頭在熱機影響區與熱影響區過渡位置發生剪切斷裂，斷裂位置與顯微硬度最小位置相吻合，斷裂方式為韌性斷裂。

參考文獻：

［1］錢紅麗，周琦，陳俐，等．2024鋁合金光纖激光焊接頭力學性能研究［J］．焊接，2013（3）：31－33．

［2］岳玉梅，周振魯，姬書得，等．半螺紋攪拌針對2024鋁合金攪拌摩擦搭接焊力學性能影響［J］．焊接學報，2016，37（10）：69－72．

［3］欒國紅．攪拌摩擦焊技術在軌道列車制造中的應用［J］．焊接，2015（1）：7－12．

［5］徐韋鋒，劉金合，欒國紅，等．厚板鋁合金攪拌摩擦焊接頭顯微組織與力學性能［J］．金屬學報，2008，44（11）：1404－1408．

［8］嚴鏗，雷艷萍，章正，等．鋁合金攪拌摩擦焊時焊接速度與熱輸入的關系［J］．焊接學報，2009，30（1）：73－76．

作者：霍仁杰 金玉花 王廣山 李海龍單位： 遼寧軌道交通職業學院機械工程系