鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接接頭疲勞性能研究

馬國棟，張穎川，黃磊杰，金煒

（1.中國鐵道科學(xué)研究院集團(tuán)有限公司 機(jī)車車輛研究所，北京 100081；2.北京縱橫機(jī)電科技有限公司，北京 100094）

鋁合金型材具有成型性好、制造精度高及能有效進(jìn)行結(jié)構(gòu)減重等特點(diǎn)，在航空航天、船舶、軌道交通等領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用［1-2］.在制造復(fù)雜產(chǎn)品時(shí)需經(jīng)常對(duì)鋁合金的連接進(jìn)行設(shè)計(jì)，攪拌摩擦焊（Friction Stir Welding，F(xiàn)SW）因其焊接過程環(huán)保無害、焊接接頭優(yōu)質(zhì)高效且接頭變形小和殘余應(yīng)力低等優(yōu)點(diǎn)，在鋁合金型材連接手段中發(fā)揮著越來越重要的作用［3-6］.

對(duì)接接頭具有優(yōu)異的力學(xué)性能，特別是抗疲勞性能，當(dāng)工藝參數(shù)控制合理時(shí)，得到的焊接接頭的抗疲勞性能可以接近于母材［7-8］，目前大多數(shù)學(xué)者都集中于研究攪拌摩擦焊對(duì)接接頭的疲勞行為.劉紅偉等［9］對(duì)鋁合金5A06 材料攪拌摩擦焊接頭的力學(xué)性能進(jìn)行了深入試驗(yàn)研究，研究結(jié)果表明在工藝合理時(shí)，該接頭的拉伸試樣的抗拉強(qiáng)度最少能達(dá)到母材的90%，最高可等同甚至超過母材強(qiáng)度.趙海洋［10］研究了鋁合金材料攪拌摩擦焊搭接接頭的疲勞強(qiáng)度，分別進(jìn)行了高周和低周兩種疲勞試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明，該鋁合金搭接接頭具有較高的靜載強(qiáng)度，但是疲勞強(qiáng)度卻只有靜載強(qiáng)度的15%左右.

雙軸肩攪拌摩擦焊不易實(shí)現(xiàn)3 mm 以下薄板和30 mm 以上厚板的焊接［11］.本文以2.5 mm 壁厚鋁合金空腔型材雙軸肩攪拌摩擦焊接接頭為研究對(duì)象，在長壽命區(qū)利用升降法測(cè)得了兩組條件疲勞極限擬合點(diǎn)，再運(yùn)用多組成組法對(duì)中等壽命區(qū)的多組應(yīng)力級(jí)進(jìn)行試驗(yàn)得到該區(qū)間的疲勞-壽命曲線擬合點(diǎn)，對(duì)以上測(cè)點(diǎn)使用三參數(shù)冪函數(shù)經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行擬合，測(cè)定出疲勞壽命曲線.對(duì)比上下面p-S-N 曲線的差異，分析了上下兩面疲勞性能差異的原因，相同條件下熔焊焊接接頭和雙軸肩攪拌摩擦焊焊接接頭疲勞強(qiáng)度的對(duì)比結(jié)果表明，雙軸肩攪拌摩擦焊焊接接頭更具有優(yōu)勢(shì).該研究可以為鋁合金材料的可靠連接提供有效依據(jù).

1 疲勞曲線測(cè)定方法

本次疲勞曲線測(cè)定使用5 組對(duì)照組，分別在疲勞壽命N=2×106及N=2×107處利用升降法找出對(duì)應(yīng)的疲勞極限，并采用三參數(shù)冪函數(shù)經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行擬合分別求出不同置信度及不同存活率下的p-S-N 曲線.

1.1 p-S-N 曲線

在N＞104時(shí)，S-N 曲線使用三參數(shù)冪函數(shù)經(jīng)驗(yàn)公式的表達(dá)式為

式中：S0=S∞，S0為壽命N=0 時(shí)的條件疲勞極限，S∞為壽命N=∞時(shí)的條件疲勞極限，Smax為壽命N最大時(shí)的條件疲勞極限.m、C、A、α為常數(shù)，并且有如下關(guān) 系：C=（A×S∞）1/α，m=1/α.當(dāng)N→∞時(shí)應(yīng)力Smax→S∞，也可近似表示疲勞極限，兩式的函數(shù)關(guān)系相同，但形式不一樣.

指數(shù)函數(shù)和冪函數(shù)的經(jīng)驗(yàn)公式Smaxm N=C僅能用于表示中等疲勞壽命區(qū)的S-N 曲線，而三參數(shù)冪函數(shù)經(jīng)驗(yàn)公式能表示中長疲勞壽命區(qū)的S-N曲線，并且三參數(shù)冪函數(shù)經(jīng)驗(yàn)公式中有3 個(gè)常數(shù)，因而能更精確地?cái)M合各數(shù)據(jù)點(diǎn)，具有更大優(yōu)越性［12］.

1.2 p-S-N 曲線測(cè)定方法

一般情況下，p-S-N 曲線的測(cè)定方法是升降法和成組法相結(jié)合.其中，成組法可用于p-S-N 曲線試驗(yàn)的中等疲勞壽命區(qū)中約N=5×105左右的控制點(diǎn)上；升降法一般用于p-S-N 曲線試驗(yàn)的條件疲勞極限下控制點(diǎn)處［13-15］.

1.2.1 成組法

成組法的測(cè)定過程如下.

1）計(jì)算在該應(yīng)力水平下相關(guān)試樣對(duì)數(shù)疲勞壽命的變異系數(shù)v、標(biāo)準(zhǔn)差s和均值

式中：n為子樣個(gè)數(shù)，Ni表示第i（i≤n）個(gè)子樣的試驗(yàn)疲勞壽命.

2）依據(jù)肖維奈準(zhǔn)則，基于統(tǒng)計(jì)學(xué)原理對(duì)可疑數(shù)據(jù)進(jìn)行取舍.計(jì)算出可疑值的變異因數(shù)xm=|(lgNi-)/s|，并查閱文獻(xiàn)［13］附表找出其對(duì)應(yīng)的范圍，若計(jì)算值大于查出的范圍時(shí)，應(yīng)將此數(shù)據(jù)舍棄，然后重復(fù)1）.

3）此應(yīng)力水平下所需的最小疲勞試件數(shù)量為

式中：δ為誤差限度；tr為分布值，它與置信度γ和子樣個(gè)數(shù)n相關(guān)；是標(biāo)準(zhǔn)差的修正系數(shù)；up是標(biāo)準(zhǔn)正態(tài)偏量，與存活率p相關(guān).以上、tr、up值均可通過文獻(xiàn)［13］列出的數(shù)據(jù)表得到.

4）經(jīng)過式（4）確定的的標(biāo)準(zhǔn)差稱母體標(biāo)準(zhǔn)差，并且計(jì)算出其在指定存活率p和置信度γ下的對(duì)數(shù)疲勞壽命xp.標(biāo)準(zhǔn)差估計(jì)量=s，通過取平方根得到，但是嚴(yán)格來說s作為母體標(biāo)準(zhǔn)差的估計(jì)量有一定偏差，因其無法滿足無偏性要求.所以，在疲勞可靠性理論里，一般采用式（7）對(duì)其進(jìn)行修正以消除這種偏差.

試樣在指定置信度γ及存活率p下的對(duì)數(shù)安全疲勞壽命xp為

1.2.2 升降法

根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)，在疲勞試樣的p-S-N 曲線的長壽命區(qū)N＞106，使用成組法測(cè)出來的試樣疲勞壽命具有較大分散性，且疲勞壽命的頻率分布不是很規(guī)律；在疲勞試驗(yàn)進(jìn)行到疲勞壽命N＞107時(shí)，如果試樣未斷則默認(rèn)采用截尾法，這樣數(shù)據(jù)會(huì)出現(xiàn)一定的誤差，所以結(jié)合運(yùn)用升降法來錨定條件疲勞極限的范圍并最終測(cè)定其疲勞極限比較合理.

采用升降法確定指定壽命及指定置信度、存活率下材料疲勞極限的方法是：

假定試驗(yàn)測(cè)定有效的子樣總數(shù)為nx，應(yīng)力水平級(jí)數(shù)為m，ni為第i級(jí)和第i+1 級(jí)相鄰兩級(jí)應(yīng)力水平間的對(duì)子數(shù)，σi為第i級(jí)和第i+1 級(jí)相鄰兩級(jí)應(yīng)力水平的平均值，則疲勞極限的均值及標(biāo)準(zhǔn)差s分別為

式（6）可以檢驗(yàn)有效子樣個(gè)數(shù)能否滿足最少子樣個(gè)數(shù)的條件，如果對(duì)子數(shù)量不夠，則必須補(bǔ)做疲勞試驗(yàn)，直到試驗(yàn)的對(duì)子數(shù)達(dá)到或者超過最少對(duì)子數(shù)要求為止.

同樣可以使用式（7）將子樣的標(biāo)準(zhǔn)差修正成為母體標(biāo)準(zhǔn)差，在指定存活率下的疲勞極限為

式中：σ-1p是指定存活率p及壽命下的疲勞極限，可以將該值作為坐標(biāo)軸中的一個(gè)點(diǎn)，通過光滑曲線將該點(diǎn)與采用成組法得到的具有相同存活率的點(diǎn)相連接，得到完整的p-S-N 曲線.

1.2.3 異常數(shù)據(jù)處理

在同一組ny個(gè)獨(dú)立重復(fù)觀測(cè)值中，若觀測(cè)值中有可能出現(xiàn)異常值Xd，可先計(jì)算出不含Xd的算術(shù)平均值為

計(jì)算出不含Xd的試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)偏差為

式中：Xk為第k個(gè)觀測(cè)值.

2 疲勞試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)材料及工藝

試驗(yàn)樣件母材為壁厚2.5 mm 的空腔擠壓型材雙軸肩攪拌摩擦對(duì)接焊接接頭，型材材料為鋁合金6061-T6.材料成分如表1 所示，母材的基礎(chǔ)力學(xué)性能見表2.雙軸肩攪拌工具均包括4 部分，分別為攪拌針、上軸肩、下軸肩和夾持柄，其中上軸肩與夾持柄一體加工成形，其與攪拌針、下軸肩通過螺紋進(jìn)行緊固，攪拌頭采用合金鋼，具體式樣見圖1.試驗(yàn)雙軸肩攪拌摩擦焊焊接工藝參數(shù)為：轉(zhuǎn)速1 500 轉(zhuǎn)/min，攪拌頭行進(jìn)速度750 mm/min.為消除焊縫殘余應(yīng)力對(duì)試驗(yàn)的影響，對(duì)焊縫表面進(jìn)行打磨.

表1 鋁合金6061-T6 化學(xué)成分Tab.1 Chemical composition of aluminum alloy 6061-T6 %

表2 鋁合金6061-T6 力學(xué)性能Tab.2 Mechanical properties of aluminum alloy 6061-T6

圖1 雙軸肩攪拌針示意圖Fig.1 Schematic diagram of biaxial shoulder friction stir welded needle

2.2 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)按照文獻(xiàn)［17］設(shè)計(jì)疲勞試樣，試樣尺寸見圖2.采用機(jī)加工的方法分別從試樣的上下兩面進(jìn)行取樣，為盡可能消除機(jī)械加工對(duì)試樣表面產(chǎn)生的微缺陷和殘余應(yīng)力對(duì)疲勞壽命的潛在影響，對(duì)試樣機(jī)加面進(jìn)行打磨.試樣取4 個(gè)應(yīng)力級(jí)，另外指定了條件疲勞極限（N=107）及重要參考點(diǎn)（N=2×106）的試驗(yàn)方法為升降法.采用P 型高頻疲勞試驗(yàn)機(jī)，試驗(yàn)加載方式為軸向施加載荷法（拉-壓疲勞），應(yīng)力比R=-1，工作頻率為80 Hz，試驗(yàn)溫度20℃～25℃.每個(gè)試樣結(jié)束后，認(rèn)真觀察試樣斷口位置是否在預(yù)制斷口位置附近，如有反常，剔除該數(shù)據(jù)，并且重新補(bǔ)樣.通過雙軸肩分別對(duì)型材上下面進(jìn)行攪拌摩擦焊接，定義先焊接的型材面為正面，正面焊接后將已經(jīng)完成焊接的面朝上，未焊接的面繼續(xù)貼著焊機(jī)工作面進(jìn)行焊接，定義后焊接的面為背面，焊縫正面和背面見圖3，另取一組合格試樣進(jìn)行拉伸和彎曲試驗(yàn)對(duì)比焊縫效率.

圖2 攪拌摩擦焊試樣尺寸(單位：mm)Fig.2 Specimen size of biaxial shoulder friction stir welding(unit：mm)

圖3 攪拌摩擦焊雙面定義Fig.3 Definition of biaxial shoulder friction stir welding

2.3 疲勞試驗(yàn)結(jié)果

按照疲勞曲線測(cè)定方法進(jìn)行取樣測(cè)試，試驗(yàn)過程及結(jié)果如下.

2.3.1 成組法

1）正面試驗(yàn)選擇100 MPa、90 MPa、80 MPa 3 個(gè)應(yīng)力水平進(jìn)行成組法試驗(yàn).

2）分別求出成組法數(shù)據(jù)的平均值、標(biāo)準(zhǔn)差和變異系數(shù).

3）可疑值檢驗(yàn)：根據(jù)文獻(xiàn)［13］附表查得變異因數(shù)xj的范圍，排查試驗(yàn)數(shù)據(jù)中的可疑值.3 組數(shù)據(jù)的計(jì)算結(jié)果如表3 所示.

根據(jù)表3 中數(shù)據(jù)可得出結(jié)論：100 Mpa 應(yīng)力級(jí)下變異因數(shù)xj見表3，查文獻(xiàn)［13］可知在此工況下變異系數(shù)判別值xj≤1.53，所有數(shù)據(jù)都滿足要求，無可疑值；100 Mpa 應(yīng)力級(jí)下變異系數(shù)ν=0.010 782 769小于判別值0.020 1，最小子樣個(gè)數(shù)n=4 滿足最小試樣數(shù)的要求.90 Mpa 和80 Mpa 均無可疑值并滿足最小試樣數(shù)的要求.

表3 正面接頭成組法原始數(shù)據(jù)Tab.3 Original data of upper welding joints grouping method

4）根據(jù)式（8）得出置信度為95%，存活率為50%、90%、95%、99%時(shí)的對(duì)數(shù)疲勞壽命見表4.

表4 正面接頭試驗(yàn)結(jié)果Tab.4 Test results of upper welding joints

5）反面接頭試驗(yàn)選擇120MPa、115 MPa、110 MPa、102.5 MPa、95 MPa 5 個(gè)應(yīng)力水平，利用成組法進(jìn)行試驗(yàn)，按照1）～4）處理試驗(yàn)結(jié)果，結(jié)果見表5 和表6.

根據(jù)表5、表6 中數(shù)據(jù)可得出結(jié)論：5 組數(shù)據(jù)中均無可疑值，且滿足最小試樣數(shù)的要求.

表5 反面接頭成組法原始數(shù)據(jù)Tab.5 Original data of reverse welding joints using grouping method

表6 反面試驗(yàn)結(jié)果Tab.6 Test results of downer welding joints

2.3.2 升降法

依據(jù)1.2.2 試驗(yàn)方法及處理實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的方案，在室溫下完成試驗(yàn)，正反面焊接接頭試驗(yàn)升降圖見圖4，試驗(yàn)結(jié)果見表7 和表8.

表7 反面條件疲勞強(qiáng)度Tab.7 Fatigue strength under reverse welding joints condition Mpa

表8 正面條件疲勞強(qiáng)度Tab.8 Fatigue strength under upper welding joints condition Mpa

圖4 條件疲勞點(diǎn)升降圖Fig.4 Variation chart of conditional fatigue point in lifting and lowering method

2.4 p-S-N 曲線繪制

指定置信度γ=95%，存活率為p=50%、90%、95%、99%的p-S-N 曲線見圖5.

在置信度為95%、存活率為50%、誤差限為5%的條件下，正反面接頭的條件疲勞極限分別為69.5 MPa、85 MPa.從曲線圖5 可知反面接頭的疲勞性能明顯高于正面焊接接頭.大多數(shù)試樣斷裂于焊縫的飛邊缺陷處，且以返回邊缺陷斷口數(shù)量居多，見圖6.

圖5 雙軸肩攪拌摩擦焊接接頭p-S-N 曲線Fig.5 p-S-N curves of biaxial shoulder friction stir welding joints

圖6 焊接接頭斷口及飛邊缺陷Fig.6 Fracture and flash defects of welding joints

2.5 焊接接頭效率

另選一組合格試樣進(jìn)行拉伸和彎曲試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果見表9，焊接接頭彎曲及拉伸試驗(yàn)效果見圖7.

圖7 焊接接頭彎曲及拉伸試驗(yàn)效果Fig.7 Bending and tensile test results of welding joints

表9 靜強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果Tab.9 Test results of static strength

由試驗(yàn)結(jié)果可知，雙軸肩攪拌摩擦焊焊縫接頭效率能達(dá)到母材的70%左右，其效果好于一般的熔化焊，可通過優(yōu)化焊接工藝的方法提高其焊接效率，增加鋁合金結(jié)構(gòu)件連接的可靠性.

2.6 實(shí)用性對(duì)比

通過查閱文獻(xiàn)［18］可得到鋁合金熔焊對(duì)接接頭在置信度γ=95%，存活率為p=95% 下的疲勞強(qiáng)度，熔焊焊接接頭和雙軸肩攪拌摩擦焊接接頭強(qiáng)度對(duì)比見表10.

表10 兩種焊縫疲勞強(qiáng)度對(duì)比Tab.10 Comparison of fatigue strength for two kinds of welds Mpa

可以看到相比于熔焊，無論正面接頭還是背面接頭，在中等壽命區(qū)間，雙軸肩攪拌摩擦焊焊縫比熔焊焊縫條件疲勞極限高約19%～47.6%，在長壽命區(qū)要高出44.6%～69%.由此可知雙軸肩攪拌摩擦焊相較于熔焊焊接接頭在抗疲勞性能方面具有較大優(yōu)勢(shì)，尤其是在長壽命區(qū)間時(shí)，其優(yōu)異性能會(huì)更大.

2.7 分析和討論

通過對(duì)比分析可知，雙軸肩攪拌摩擦焊接接頭的疲勞性能要優(yōu)于熔焊焊接接頭，是比較可靠的鋁合金連接方法之一.反面焊縫接頭的疲勞性能優(yōu)于正面，是由于正反面焊接順序的不同帶來的差異，上下兩面進(jìn)行雙軸肩攪拌摩擦對(duì)接焊時(shí)，需要先焊接位于底面的第一道焊縫，此時(shí)上下兩面都未固定，底面并未完全處于約束狀態(tài)，焊接時(shí)首先焊接的面（正面）工藝穩(wěn)定性相對(duì)較差.當(dāng)焊接第二道焊縫時(shí)，此時(shí)的底面已經(jīng)焊合完畢，完全處于約束狀態(tài)，焊接時(shí)不易產(chǎn)生偏移，此時(shí)焊接的面（反面）工藝穩(wěn)定性較好.可以通過優(yōu)化工裝夾緊力的方法優(yōu)化焊接工藝，提高焊縫可靠性改善正面焊縫性能.

飛邊是攪拌肩隨著攪拌頭在焊接件上行走運(yùn)動(dòng)時(shí)留下的凸臺(tái)，是該焊接方法的獨(dú)有特征之一，飛邊缺陷是由于在焊接過程中攪拌針的旋轉(zhuǎn)速度非常高，攪拌針壓入了焊件內(nèi)部，攪拌肩對(duì)焊縫表面有著很大壓力，使得形成的焊縫比鋁合金母材的厚度略微減小，焊縫中就有一部分鋁合金被攪拌肩做旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)時(shí)溢出.返回邊斷口較多是由于焊縫里的塑性金屬被攪拌肩推擠到了返回邊從而被攪拌肩帶動(dòng)飛出，所以在返回邊會(huì)產(chǎn)生更大的飛邊；飛邊缺陷的產(chǎn)生會(huì)給FSW 接頭帶來一定的表面應(yīng)力集中使其疲勞性能受到一定的影響.

通過基礎(chǔ)力學(xué)性能試驗(yàn)可知，雙軸肩攪拌摩擦焊接接頭靜強(qiáng)度能達(dá)到母材的70%以上，通過查閱文獻(xiàn)［18］可知，其并沒有攪拌摩擦對(duì)接接頭效率高，這是由于型材材料厚度比較薄，只有2.5 mm，國內(nèi)少有能達(dá)到如此厚度的雙軸肩攪拌摩擦焊接，針對(duì)薄板的焊接工藝的不完美，可以通過完善焊接工藝，優(yōu)化焊接攪拌針的方法繼續(xù)提高該項(xiàng)技術(shù)的可靠性，另外雙軸肩攪拌摩擦焊相較于熔焊焊接接頭在疲勞性能方面有較大的優(yōu)勢(shì)，完全可以替代現(xiàn)有熔焊焊縫，具有較高實(shí)用價(jià)值.

3 結(jié)論

1）通過試驗(yàn)得到了指定應(yīng)力比，置信度及存活率下的雙軸肩攪拌摩擦焊接接頭的p-S-N 曲線，在該條件下，置信度為γ=95%、存活率為p=50%時(shí)，正反面接頭的條件疲勞極限分別為69.5 MPa、85 MPa.由于正面焊接后，整個(gè)焊縫受約束程度更高，會(huì)導(dǎo)致反面的工裝預(yù)緊效果優(yōu)于正面，使其疲勞強(qiáng)度好于正面，從二者S-N 曲線來看，不論是長壽命區(qū)還是中短壽命區(qū)，反面接頭疲勞強(qiáng)度都有較大優(yōu)勢(shì)，整體看來工裝預(yù)緊力對(duì)于攪拌摩擦焊接工藝起著相當(dāng)大的作用，后續(xù)試驗(yàn)表明，通過優(yōu)化焊接工裝的方法可以提高焊縫可靠性.

2）焊接接頭大多斷裂于攪拌摩擦焊接的返回邊處，飛邊缺陷是影響接頭疲勞極限的重要原因.

3）對(duì)比母材的基礎(chǔ)力學(xué)性能，雙軸肩攪拌摩擦焊接接頭效率能達(dá)到母材的70%，略低于平對(duì)接攪拌摩擦焊接接頭，通過完善焊接工藝，優(yōu)化焊接攪拌針的方法可繼續(xù)提高該項(xiàng)技術(shù)的可靠性.

4）雙軸肩攪拌摩擦焊相較于熔焊焊接接頭在疲勞性能方面有較大的優(yōu)勢(shì)，尤其在長壽命區(qū)優(yōu)勢(shì)會(huì)繼續(xù)增大，基于其各方面的優(yōu)勢(shì)，該技術(shù)可完美替換現(xiàn)有熔焊焊縫，具有較高實(shí)用價(jià)值.