搅拌针不同偏移量对6082-T6铝合金接头劳性能的影响

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6082-T6铝合金双面搅拌摩擦焊焊接接头组织及性能

第３９卷第５期
大连交通大学学报
Ｖｏｌ．３９Ｎｏ．５
２０１８年１０月
ＪＯＵＲＮＡＬＯＦＤＡＬＩＡＮＪＩＡＯＴＯＮＧＵＮＩＶＥＲＳＩＴＹ
Ｏｃｔ．２０１８

文章编号：１６７３９５９０（２０１８）０５００３４０４
图１焊缝分层取样部位与拉伸试样尺寸
在ＮｉｋｏｎＥＰＩＰＨＯＴ３００金相显微镜下观察接头微观组织，使用ＨＭＶ２０００显微硬度计测量接头硬度分布；在ＪＳＭ５６００ＬＶ扫描电镜（ＳＥＭ）下
收稿日期：２０１８０１１０作者简介：王世君（１９８５－），男，工程师，硕士，主要从事动车组铝合金焊接工艺方面的研究Ｅｍａｉｌ：ｗａｎｇｓｈｉｊｕｎ＠ｃｃｃａｒ．ｃｏｍ．ｃｎ．
图２焊接接头横截面低倍形貌
显而易见，焊缝与前进侧的母材过渡区（Ａ）交界线清织形貌，其中３（ａ）为６０８２Ｔ６铝合金双面ＦＳＷ焊缝顶部焊核区显微组织．图３（ｂ）为焊缝底部交接位置焊核区显微组织．焊核区组织仍为等轴晶，焊核区重叠部分的晶粒由于受到两次机械搅拌作用，晶粒更加细小均匀．
焊接过程中由于搅拌针的强力搅拌作用并产生高温使母材软化并发生塑性流动形成焊缝．前进侧首先受到搅拌针的作用，但由于速度恒定及初始温度较低，导致材料的塑性流动不充分，出现明显的螺旋纹．此侧出现硬度最低点，也是易出现缺陷的区域．而后退侧初始温度较高，有利于材料的塑性流动和母材的结合．如图３（ｄ）所示，前进侧过渡区左侧为热机械影响区，右侧为焊核区，可以明显的看到螺旋前进纹的形貌以及清晰的结合线．图３（ｃ）为后退侧过渡区形貌，左侧为焊核区右侧为热机械影响区，看不到螺旋纹并且两区无明显的分界．对于焊核区金属，在搅拌针强烈搅拌和摩擦共同作用下会产生局部高温和发生显著的塑性变形，较高的温度加之应变速率较大，使该区不断的形成再结晶晶核，并只发生有限长大．此外在焊接过程中，搅拌头对该区晶粒也有一定的破碎作用，因此在该区形成了细小、均匀的晶粒．２．２焊缝的力学性能表１为整体焊缝的拉伸试验结果．试验结果表明，双面ＦＳＷ方法焊接的焊接接头的拉伸性能（Ｒｍ＝１９９．３４ＭＰａ、ＲｅＬ＝１３６．７５、Ａ＝７．８％）为母材的６４．３％，参考文献中对焊接厚度在２０ｍｍ以上的高强铝合金厚板的进行单面搅拌摩擦焊试验，结果为３０ｍｍ与３５ｍｍ厚板２２１９铝合金搅拌摩擦焊接头抗拉强度分别为母材的６２％和６０％，与本次试验结果相似．

搅拌头尺寸对铝合金T型接头搅拌摩擦焊组织与性能的影响

搅拌头尺寸对铝合金T型接头搅拌摩擦焊组织与性能的影响屈志军;宫文彪;刘杰;李文晓【摘要】采用不同轴肩尺寸、搅拌针长度和顶端直径的搅拌头,对(4+8)mm板厚异质铝合金5083-O/6082-T6的T 型接头实施了搅拌摩擦焊接,对焊后接头力学性能进行了对比分析,试验结果表明,搅拌头尺寸设计对T型接头焊接质量有着重要的影响.在蒙皮板和筋板的搭接结合处存在明显的未焊合区、有效结合区和弱结合区;采用轴肩尺寸为20 mm、针长为6.0 mm及顶端直径为5.5~6.0 mm的搅拌头,在旋转速度为1200 r/min和焊接速度为500 mm/min的工艺条件下,T型接头沿T方向抗拉强度达到256 M Pa,断裂位置发生在后退侧热影响区;T型接头沿L方向抗拉强度达到105 M Pa,断裂位置发生在搭接结合区.%A stirring head with different shoulder size,needle length and top diameter is applied to friction stir welding for the 4+ 8 mm dissimilar aluminum alloy plate 5083-O/6082-T6 T-joints,to analyze the mechanical properties of welded joints.The experimental results show that stirring head size design has an important influence on the welding quality of T-joint.There are obvious unbonded area,effective bonding area and weak bonding area in the overlapping joint between the skin plate and the rib plate.Under the conditions of the stirring head with shaft shoulder size 20 mm,needle length 6.0 mm and top diameter 5.5~6.0 mm,the joint strength of T direction is up to 285 MPa and the fracture occurs at the reverse side heat affected zone;the joint strength of L direction reached 105 MPa and the fracture occurs at bonding area of lap position,while the rotational speed is 1 200 r/min and welding speed 500 mm/min.【期刊名称】《长春工业大学学报（自然科学版）》【年(卷),期】2018(039)001【总页数】6页(P20-25)【关键词】搅拌摩擦焊;搅拌头;T型接头;组织性能【作者】屈志军;宫文彪;刘杰;李文晓【作者单位】中车长春轨道客车股份有限公司,吉林长春 130062;长春工业大学材料科学与工程学院,吉林长春 130012;中车长春轨道客车股份有限公司,吉林长春130062;航天工程装备(苏州)有限公司,江苏苏州100145【正文语种】中文【中图分类】TG146.210 引言搅拌摩擦焊技术凭借高质、高效、节能及环保的独特优势，自1991年发明以来，历经20多年的技术研发和工程化推广，已经在国内外各个领域得到了广泛应用。

6082铝合金双面搅拌摩擦焊接头组织与性能

6082铝合金双面搅拌摩擦焊接头组织与性能秦丰1,2，周军1,2，侯振国3，钮旭晶3(1. 哈尔滨焊接研究院有限公司，哈尔滨，150028； 2. 黑龙江省先进摩擦焊接技术与装备重点实验室，哈尔滨，150028；3. 中车唐山机车车辆有限公司，唐山，064000)摘要：文中研究了改变搅拌针针长与焊缝相对位置对25 mm 厚6082-T6铝合金双面搅拌摩擦焊接头组织与性能的影响规律. 结果表明，当搅拌针针长不足以覆盖1/2板厚时，针端搅拌力不足，焊缝中心存在大尺寸缺陷，拉伸与弯曲性能较差；当搅拌针针长超过1/2板厚0.5 mm 时，焊缝中心依然存在间隙，但不明显影响拉伸与弯曲性能；当继续增加搅拌针针长时，焊缝中心缺陷消除，弯曲性能良好，但接头强度随针长继续增加而降低. 针长为14 mm 时接头综合性能最好；同时发现焊接方向与横向偏移方向影响接头弯曲性能，当反面焊缝向后退侧偏移2.5 mm 时，弯曲试样完好，当反面焊缝向前进侧偏移2.5 mm 时，性能较为薄弱的后退侧HAZ 会靠近焊缝中心，导致弯曲试样开裂.创新点： (1) 阐明并总结了搅拌针长对6082铝合金双面搅拌摩擦焊接头力学性能的影响规律. (2) 阐明了不同搅拌针长时焊缝中心缺陷特征、缺陷形成机理，以及拉伸断裂特征.(3) 阐明了焊接方向与横向偏移方向对6082铝合金双面搅拌摩擦焊接头力学性能的影响规律.关键词：搅拌摩擦焊；铝合金；轨道车辆；微观组织；力学性能中图分类号：TG 453.9 文献标识码：A doi ：10.12073/j .hjxb .202012310010 序言轻量化设计是轨道车辆行业发展的必由之路，也是该行业追求的长远目标. 降低列车自重可以减小运行阻力，有利于列车提速，而铝合金的使用是实现该目标的首选途径，其中6082铝合金为Al-Mg-Si 系可处理强化铝合金，具有耐腐蚀性高、强度高、焊接性优良等特点，广泛应用于轨道车辆行业.搅拌摩擦焊作为新兴的固相焊接技术，与熔化焊相比能够缩小时效强化铝合金焊后软化区宽度，同时可以避免焊缝生成气孔缺陷，尤其适用于铝合金的焊接.对于20 mm 以上中厚铝板的焊接，双面搅拌摩擦焊作为可采取的焊接方式之一，能够很好的解决单面焊根部未焊合与弱连接缺陷问题，而且在焊接相同厚度材料时，双面FSW 与单面FSW 相比，对设备轴向力要求更低.目前关于6082铝合金搅拌摩擦焊接相关报道均集中于研究织构组份演化[1]、搭接接头缺陷控制[2]、焊接接头组织性能与强化相分布[2–8]、单面焊接头根部缺陷[9]、焊接热循环[10–13]等内容，而关于FSW 双面焊时搅拌针针长与焊缝相对位置对接头组织与性能影响的相关研究较少.文中以25 mm 厚6082-T6铝合金为研究对象，通过调整搅拌头针长、正面与反面焊缝相对位置分析了焊缝重叠尺寸、正反面焊接方向与横向偏移方向对6082-T6铝合金双面FSW 的显微组织、显微硬度、力学性能的影响，并研究了拉伸断口特征.1 试验方法试板材料为6082-T6铝合金(执行标准EN 485-2：2008)，母材化学成分与力学性能见表1，表2，母材原始组织形貌见图1，受板材轧制影响，母材晶粒呈长板条状，细小的Mg 2Si 强化相质点在基体上呈弥散分布. 试板尺寸为400 mm × 150 mm × 25 mm .共选用12，13，14和15 mm 4种不同针长的搅拌头，针端形貌为圆锥螺纹+三切面形式，轴肩内凹，轴肩直径均为26.5 mm .收稿日期：2020 − 12 − 31基金项目：黑龙江省自然科学基金项目(TD2020E002)第 42 卷第 2 期2021 年 2 月焊接学报TRANSACTIONS OF THE CHINA WELDING INSTITUTIONVol .42(2):75 − 80February 2021试板采用双面焊接，焊前有机溶剂去除油污后组对工件，确保组对间隙与错边量小于0.5 mm. 正面焊缝完成后机加工去飞边，之后按焊接位置要求翻转试板并调整横向偏移尺寸进行反面焊缝的焊接. 各组试验的主轴转速为600 r/min、焊接速度为150 mm/min、主轴倾角为2.5°、压入量为0.2 mm.每组试样的针长、焊接方向与偏移方向如表3所示，1号 ~ 4号组试板针长逐渐增加，焊缝相对位置不变；5号 ~ 8号组试板针长不变，焊接方向与横向偏移方向改变.焊接完成后按照ISO 25239 — 4—2011加工横向拉伸、横向侧弯与金相试样. 金相试样用水磨金相砂纸打磨至2000号，经抛光后用keller试剂腐蚀，在Axiovert 40 MAT金相显微镜下观察组织形貌；显微硬度试验载荷为1.961 N，保压10 s；拉伸与弯曲试验在WE-600型万能液压试验机上进行，加载速率为5 mm/min，拉伸试验按照ISO 4136—2012进行；横向侧弯试验按照ISO 5173—2010进行，弯芯直径为90 mm，支辊间距为115 mm，弯曲角度为180°；在Zeiss Supra55扫描电镜下对1号 ~ 4号拉伸断口进行SEM电镜扫描分析.2 针长变化对接头组织与性能的影响2.1 显微组织特征焊缝中心显微组织形貌如图2所示，搅拌头针长不同导致焊缝中心重叠尺寸不同.1号试样由于针长小于板厚的一半，针端轮廓线以外区域无法受到搅动作用，导致焊缝中心存在0.64 mm的“S”形间隙，间隙上部与下部沿着正反面焊道根部弧形边缘拓展；间隙两侧晶粒未发生再结晶细化，只发生了小程度的扭曲变形.2号试样针长超过板厚的一半，正反面焊缝根部应有1 mm的重叠，但由于针端搅拌力不足，焊后经中心显微观察仍存在长约0.15 mm的纵向“S”形间隙，间隙沿正反面焊缝根部后退侧延伸拓展，间隙附近组织发生了动态再结晶，已无原始晶粒形貌. 可见针长超过板厚一半较少时不能完全保证消除焊缝中心间隙.3号试样正反面焊缝根部存在3 mm重叠区；此时焊缝中心会受到搅拌针的二次充分搅动与加热，使得该区域材料发生动态再结晶后生成了细小的等轴晶组织，中心缺陷消除.4号试样正反面焊缝部存在5.6 mm 的重叠区；由于针长继续增加，焊缝中心越来越靠近塑性变形最为剧烈的焊核区中心，这使得与3号试样相比4号的组织具有明显的材料塑性流动痕迹.2.2 显微硬度分析焊接接头的显微硬度分布可以从侧面描述焊缝强度分布情况.表 1 6082-T6化学成分Table 1 Chemical composition of 6082-T6Mg Si Cu Fe Mn Cr Ni Ti Zn Al0.750.780.100.260.50.100.040.100.10余量表 2 6082-T6力学性能Table 2 Mechanical properties of 6082-T6屈服强度R m/MPa抗拉强度R eL/MPa断后伸长率A(%)≥ 240≥ 295≥ 8100 μm图 1 6082-T6母材微观组织Fig. 1 Microstructure of 6082-T6 parent material表 3 试样的针长、焊接方向与偏移方向Table 3 Needle length, welding direction and offsetdirection of each sample编号针长正反面焊接方向反面焊缝横向偏移方向1号12mm相同无偏移2号13 mm相同无偏移3号14 mm相同无偏移4号15 mm相同无偏移5号14 mm相同AS侧偏移2.5 mm6号14 mm相同RS侧偏移2.5 mm7号14 mm相反AS侧偏移2.5 mm8号14 mm相反RS侧偏移2.5 mm76焊接学报第 42 卷图3为1号 ~ 4号试样沿板厚中心方向的显微硬度分布结果，由图可知显微硬度整体分布呈“V ”形，体现出明显的各层异性；靠近焊缝表面硬度较高，焊缝中心硬度较低，这是由于锥形搅拌针根部至针端的线速度和剪切力逐渐减小所致[11].1号试样焊缝中心区域在搅拌针轮廓线以外未受针端搅动，材料仅受热影响而引发了程度较低的软化，导致正中心硬度较高(73HV)；2号试样焊缝中心已存在1 mm 重叠，未在中心发现硬度反常高点； 3号试样焊缝中心重叠区达到了3 mm ，由硬度结果可知针端重叠区硬度与未受充分二次搅动的1号、2号相比有所提高，这是由于在正面焊后针端搅拌程度不充分，塑性变形程度小，动态再结晶所需储存能不足，导致硬度较低；反面焊后所产生的焊缝重叠区由于受到了二次搅动作用，发生了两次动态再结晶过程，软化程度有所降低；4号试样进一步增加了搅拌针针长，焊缝中心重叠区达到了5.6 mm ，反面焊缝深入了正面焊缝受动态再结晶过程最为充分的焊核区组织，沿板厚分布的平均显微硬度明显低于1号 ~ 3号试样.由此可知，随着搅拌针针长的逐渐增加，焊缝中心受二次热作用的影响逐渐增强，针长较短时会补充搅拌力不足，增加焊缝强度，针长过长则使接头过热强化相析出造成接头软化，所以焊缝整体硬度呈先增加后减小的趋势.2.3 拉伸与弯曲性能分析全厚度拉伸试验可以体现接头整体拉伸性能，全厚度侧弯试验能够说明焊缝受弯曲载荷时的力学特性，拉伸与侧弯试验结果如图4所示. 接头抗拉强度随焊缝中心间隙尺寸的减小和重叠区尺寸的增加呈先增加后减小的趋势，3号试样抗拉强最高，数值为237 MPa ，达到了母材标准抗拉强度下限的80.3%，4号由于接头软化所致抗拉强度有所降低. 同时由拉伸断裂位置结果可知，焊缝中心重叠区尺寸与拉伸断裂位置存在关联性；当焊缝中心存在间隙时(1号、2号)，拉伸试样从中心间隙处启100 μm100 μm100 μm100 μm(a) 1 号(b) 2 号(c) 3 号(d) 4 号图 2 焊缝中心区微观形貌Fig. 2 Metallographic results of weld center zone.(a) No.1; (b) No.2; (c) No.3; (d) No.425201510550607080901 号2 号3 号4 号显微硬度 H (HV)图 3 1号 ~ 4号板厚方向显微硬度结果Fig. 3 Microhardness results of plate thickness directionof No.1 to No.4第 2 期秦丰，等：6082铝合金双面搅拌摩擦焊接头组织与性能77裂，其中1号沿正反面前进侧呈45°断裂，而2号断裂位置沿正反面后退侧呈45°断裂；当焊缝中心无缺陷存在时，拉伸断裂路径不通过焊缝中心，沿一侧焊缝前进侧与另一侧焊缝后退侧HAZ 与TMAZ 交界呈横向“V ”字形断裂，这是由于6082-T6铝合金搅拌摩擦焊接头的TMAZ 与HAZ 交界附近受机械搅动作用小，沉淀相易于偏析聚集，外加该区域存在明显的组织突变性，断裂均在该位置附近发生.3253002752502252001751 号2 号3 号4 号试样编号弯曲不合格弯曲合格NZNZNZNZNZNZNZNZ图 4 1号 ~ 4号拉伸与弯曲试验结果和拉伸断裂位置Fig. 4 Tensile and bending test results and tensilefracture locations of No.1 to No.4对于弯曲性能来说，1号试样由于中心间隙的影响，导致侧弯试样在弯曲角度达到65°时即发生断裂(图5)，断裂位置为正反面焊缝后退侧热力影响区与焊核区交界，这与试样中心“S ”形间隙拓展方向相吻合，中心断口光滑平整. 值得注意的是，2号试样中心存在约0.15 mm “S ”间隙，但弯曲试验完好无裂纹，可见此时中心“S ”间隙的本质为S 线，小于一定尺寸时不会对焊缝侧弯性能产生明显影响[9]；3号与4号所使用搅拌针尺寸较长，焊缝重叠区尺寸大，焊缝中心无缺陷存在，弯曲试验表面完好无裂纹.2.4 拉伸断口微观形貌分析为区分1号 ~ 4号试样拉伸断裂形式，对拉伸断口中心进行SEM 扫描电镜分析，结果如图6所示；1号试样中心由于未受搅拌针搅动，断口分为两AS AS RSRS5 mm图 5 1号弯曲试样表面Fig. 5 Bending specimen surface of No.1400 μm800 μm800 μm800 μm(a) 1 号(b) 2 号(c) 3 号(d) 4 号图 6 焊缝中心拉伸断口微观形貌Fig. 6 Tensile fracture microstructure morphology inweld center. (a) No.1; (b) No.2; (c) No.3; (d) No.478焊接学报第 42 卷部分，上部与下部为韧性断裂区，卵形韧窝为其主要形貌，中部为未焊合区，仅发生有限扩散与连接，断口呈浅纤维状.2号拉伸断口中心光滑平整，上下部分为浅韧窝；由于针长较短以至于搅拌程度不足，材料流动性差，最终导致该部分在反面焊后二次热力影响仍未发生充分冶金结合.3号拉伸断口形貌为等轴深韧窝状，接头韧性较好，同时发现了第二相粒子及粒子团簇存在，断裂形式为微孔聚集型韧性断裂.4号拉伸断口形貌为等轴深韧窝+卵形韧窝，在断裂界面未发现第二相例子的存在，说明此时焊缝中心受搅拌作用充分，第二相粒子细小弥散，未形成可见团簇，接头韧性较好.3 焊缝相对位置对接头力学性能影响3.1 拉伸与弯曲性能分析正反面焊接方向相同与否决定了焊缝前进侧与后退侧的位置分布，而焊缝横向偏移方向会决定前进侧靠近焊缝中心还是后退侧靠近焊缝中心. 其中5号与6号正反面焊接方向相同，前进侧与后退侧呈交叉分布；而7号与8号正反面焊接方向相反，前进侧与后退侧分布在焊缝同一侧.图7为5号 ~ 8号拉伸与弯曲试验结果，各组试样的焊接方向与反面焊缝的横向偏移方向有所差别，但由拉伸试验结果可知，改变横向偏移方向与正反面焊缝焊接方向未明显降低接头拉伸性能，拉伸断裂位置均发生在HAZ 与TMAZ 交界处.3253002752502252001755 号6 号7 号8 号试样编号弯曲不合格弯曲合格NZ NZNZNZNZNZNZNZ图 7 5号 ~ 8号拉伸与弯曲试验结果和拉伸断裂位置Fig. 7 Tensile and bending test results and tensilefracture location of No.5 to No.8对于弯曲性能，5号与7号反面焊缝向AS 侧偏移，试样表面发生开裂，6号与8号反面焊缝向RS 侧偏移，试样表面完好无裂纹(图8).#5#6#7#8AS RS AS AS AS RS AS RS ASRSRS RS RS RS RS RS15 mm图 8 5号 ~ 8号弯曲试样表面Fig. 8 Bending specimen surface of No.5 to No.83.2 接头显微硬度分析为研究弯曲试样开裂原因，分别对5号与7号进行接头横向显微硬度分析(图9，图10)，发现焊缝中部横向显微硬度分布呈“U ”形，硬度最低部分为焊缝中心重叠区；焊缝上部与下部硬度各自呈非对称“W ”形分布，HAZ 与TMAZ 交界处硬度较低.由于焊接最低热循环温度会出现在后退侧HAZ 附近[10]，导致后退侧显微硬度较比前进侧低.100908070605025.018.512.56.5−20−1001020距板间隙中心距离/mmAS ASRS RS5 号图 9 5号接头不同厚度处横向显微硬度分布Fig. 9 Transverse microhardness distribution at diff-erent joint thicknesses of No.5100908070605025.018.512.56.5−20−1001020距板间隙中心距离/mmRSASAS RS7 号图 10 7号接头不同厚度处横向显微硬度分布Fig. 10 Transverse microhardness distribution at diff-erent joint thicknesses of No.7显微硬度低处其力学性能较为薄弱，5号与7号试样反面焊缝均向AS 侧偏移，导致硬度最低第 2 期秦丰，等：6082铝合金双面搅拌摩擦焊接头组织与性能79点靠近焊缝中心，因此弯曲试样在反面焊缝中心处开裂.4 结论(1) 针长为12 mm 时，未达到板厚1/2，焊缝中心存在未焊透缺陷，严重降低拉伸与弯曲性能，拉伸与弯曲试样在中心处开裂.(2) 针长为13 mm 时，焊缝中心存在1 mm 重叠区，经显微观察依然存在“S ”间隙，但不会对拉伸与弯曲性能造成明显影响，推测其本质为S 线.(3) 针长为14与15 mm 时，中心无缺陷存在，接头弯曲性能优良，但抗拉强度随针长增加有所降低.(4) 焊缝横向偏移方向影响接头弯曲性能. 当反面焊缝向前进侧偏移时，性能较为薄弱的后退侧HAZ 会靠近焊缝中心，导致弯曲试样开裂.参考文献张亮亮, 王希靖, 魏学玲, 等. 转速对6082-T6铝合金搅拌摩擦焊焊接接头织构的影响[J]. 焊接学报, 2019, 40(3): 128 − 132.Zhang Liangliang, Wang Xijing, Wei Xueling, et al . Effect of ro-tation speed on texture type in friction stir welding joint for 6082-T6 aluminum alloy[J]. Tansactions of the China Welding Instiu-tion, 2019, 40(3): 128 − 132.[1]Lü Zongliang, Han Zhenyu, Zhu Dong, et al . Enlarged-end toolfor friction stir lap welding towards hook defect controlling[J].China Welding, 2020, 29(1): 1 − 7.[2]邓舒浩, 邓运来, 张臻, 等. 焊接工艺对6082-T6铝合金FSW 接头微观组织与力学性能的影响[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2018, 49(10): 2413 − 2422.Deng Shuhao, Deng Yunlai, Zhang Zhen, et al . Effect of welding parameters on microstructure and mechanical properties of 6082-T6 aluminum alloy FSW joint[J]. Journal of Central South Uni-versity (Science and Technology), 2018, 49(10): 2413 − 2422.[3]王希靖, 魏学玲, 张亮亮. 6082-T6铝合金搅拌摩擦焊组织演变与力学性能[J]. 焊接学报, 2018, 39(3): 1 − 5.Wang Xijing, Wei Xueling, Zhang Liangliang. Microstructural evolution and mechanical properties of friction stir welded 6082-T6 aluminum alloy[J]. Tansactions of the China Welding Instiu-[4]tion, 2018, 39(3): 1 − 5.Ivanov S Y, Panchenko O V, Mikhailov V G. Comparative ana-lysis of non-uniformity of mechanical properties of welded joints of Al –Mg –Si alloys during friction stir welding and laser welding[J]. Metal Science and Heat Treatment, 2018, 60(5−6):393 − 398.[5]Naumov A, Morozova I, Rylkov E, et al . Metallurgical and mech-anical characterization of high-speed friction stir welded AA 6082-T6 aluminum alloy[J]. Materials, 2019, 12(24): 4211.[6]Gopi S, Manonmani K. Microstructure and mechanical propertiesof friction stir welded 6082-T6 aluminium alloy[J]. Australian Journal of Mechanical Engineering, 2013, 11(2): 131 − 138.[7]Senthilkumar R, Prakash M, Arun N, et al . The effect of the num-ber of passes in friction stir processing of aluminum alloy (AA6082) and its failure analysis[J]. Applied Surface Science,2019, 491: 420 − 431.[8]戴启雷, 王秀义, 侯振国, 等. 焊接速度对AA6082搅拌摩擦焊接头根部缺陷及性能的影响[J]. 焊接学报, 2015, 36(8): 27 −30.Dai Qilei, Wang Xiuyi, Hou Zhenguo, et al . Effect of travel speed on the root-defects and mechanical properties of friction stir wel-ded A6082 alloy joint[J]. Tansactions of the China Welding Insti-ution, 2015, 36(8): 27 − 30.[9]Naumov A, Morozova I, Isupov F, et al . Temperature influenceon microstructure and properties evolution of friction stir welded Al-Mg-Si alloy[J]. Key Engineering Materials, 2019, 822: 122 −128.[10]Zhu Rui, Gong Wenbiao, Cui Heng. Temperature evolution, mi-crostructure, and properties of friction stir welded ultra-thick 6082aluminum alloy joints[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2020, 108(1−2): 331 − 343.[11]Lambiase F, Paoletti A, Di I A. Forces and temperature variationduring friction stir welding of aluminum alloy AA6082-T6[J]. In-ternational Journal of Advanced Manufacturing Technology,2018, 99: 337 − 346.[12]Silva-Magalhaes A, Backer J De, Martin J, et al . In-situ temperat-ure measurement in friction stir welding of thick section alumini-um alloys[J]. Journal of Manufacturing Processes, 2019, 39: 12 −17.[13]第一作者：秦丰，硕士；主要从事摩擦焊工艺与装备研究工作；Email ：******************.通信作者：周军，研究员，博士研究生导师；Email ：*******************.（编辑：郑红）80焊接学报第 42 卷direction was calculated by the edge curve equation, and the height compensation prediction was carried out to improve the layering accuracy and optimized the layering algorithm based on height prediction. Thirdly, aiming at the problem of high welding height at the intersection of thin-walled parts with intersection characteristics, the optimal path was designed based on the idea of an opposite and tangent forming path, and the error caused by stress concentration and heat accumulation can be minimized. Finally, the corresponding weld sizes under different welding parameters were obtained by experiments, and the suitable welding parameters range was determined. The feasibility of the optimization algorithm was verified by forming experiments of typical complex thin-walled structures. The results showed that the path planning optimization algorithm improved the layering accuracy and realized the layering algorithm optimization based on height prediction. At the same time, the surface of the solid part was well-formed, and the forming dimension error was within the acceptable range, so this algorithm can be applied in the process of preparing thin-walled structures.Highlights: (1) The layering algorithm of additive manufac-turing model based on height prediction was optimized by us-ing rational B-spline curve design.(2) Improved the forming dimensional accuracy of thin-walled parts with typical characteristics.Key words: thin-walled structures；wire arc additive manu-facturing；path planning；rational B-spline curve；hierarchical algorithmResearch on microstructure and properties of double-sided friction stir welding joint of 6082 aluminum alloy QIN Feng1,2， ZHOU Jun1,2， HOU Zhenguo3， NIU Xujing3 (1. Har-bin Welding Institute Limted Company, Harbin, 150028, China；2. Heilongjiang Key Laboratory of Advanced Friction Welding Technology and Equipment, Harbin, 150028, China；3. CRRC Tangshan Co., Ltd., Tangshan, 064000, China). pp 75-80Abstract: The effects of needle length and weld position on microstructure and properties of 25 mm thick 6082-T6 aluminum alloy double-sided friction stir welding were studied in this paper. The results show that when the length of the stirring needle is not enough to cover half the thickness of the plate, the stirring force at the end of the stirring needle is insufficient, and there exist large defect in the weld center, and the tensile and bending properties are poor. When the length of the stirring needle is just over 1/2 plate thickness, there is still a small defect in the weld center, but it does not affect the tensile and bending properties obviously. When the length of the stirring needle continues to increase, the defects in the center of the weld are eliminated and the bending performance is good, but the joint strength decreases with the needle length continues to increase. In this study, the joint comprehensive performance is the best when the needle length is 14 mm. At the same time, it is found that the welding direction and the lateral offset direction affect the bending performance of the joint. When the reverse weld is offset by 2.5 mm to the retreat side, the bending sample is intact. When the reverse weld is offset by 2.5 mm to the advanced side, the backward HAZ with weaker performance will be close to the weld center, leading to the cracking of the bending sample.Highlights: (1) The influence of needle length on mechanic-al properties of 6082 aluminum alloy friction stir welding joint was clarified and summarized.(2) The center defect characteristics, defect formation mechan-ism and tensile fracture characteristics of the welding seam with different stirring needles were expounded.(3) The influence law of welding direction and lateral offset direction on mechanical properties of 6 series aluminum alloy friction stir welding joint was expounded.Key words: friction stir welding；aluminum alloy；railway vehicles；microstructure；mechanical propertiesEffect of thermal cycling on reliability of solder joints of ceramic column grid array package NAN Xujing， LIU Xiaoyan， CHEN Leida， ZHANG Tao (Xi’an Microelectronic Technology Institute, Xi’an, 710600, China). pp 81-85 Abstract:Ceramic column grid array (CCGA) packages have been extensively used in high-reliability industry based on their advantages such as excellent electrical and thermal performances, high-density signal interconnection. However,VI TRANSACTIONS OF THE CHINA WELDING INSTITUTION2021, Vol. 42, No. 2。

6082-T6铝合金搅拌摩擦焊组织演变与力学性能

第39卷第3期焊接学报Vol.39⑶#001 -005 2 0 1 8 年 3 月TRANSACTIONS OF THE CHINAWELDINGINSTITUTION March 2 0 18 6082 -T6铝合金搅拌摩擦焊组织演变与力学性能王希靖，魏学玲，张亮亮(兰州理工大学有色金属先进加工与再利用省部共建国家重点实验室，兰州730050)摘要：通过透射电子显微镜、扫描电子显微镜、拉伸试验机和显微硬度计对6082 -T6铝合金搅拌摩擦焊接头焊缝区组织演变和力学性能进行分层研究.结果表明，在焊核区上层，材料发生塑性变形，晶格畸变能增加，为降低能量，大量的位错集聚成亚结构边界发生动态回复.同时在焊接热循环的作用下发生动态再结晶，导致焊缝区上层晶粒细小.在焊核区下层，主要受到搅拌针搅拌作用，轴肩产热通过扩散过程传递到下层的热量减少，发生动态回复和动态再结晶程度低于焊缝上层，晶粒粗大.前进侧和后退侧热影响区均出现棒状片沉淀相.对应焊缝上、下两层硬度都呈“W”形分布，焊缝上层硬度高于焊缝下层硬度，最小值出现在前进侧.沿着焊缝长度方向上层和下层的抗拉强度分别为205，186 MPa，呈降低趋势，为韧性断裂.关键词！6082 -T6铝合金；搅拌摩擦焊；组织演变中图分类号：TG453 文献标识码：A doi：10.12073/j.hjxb.20183900570序言铝合金具有比强度高、耐蚀性好等优点，广泛应用于高速列车车体制造，其中的6082铝合金由于其良好的焊接性，优良的机械加工性能，在交通运输和机械工程行业的应用越来越普遍[1-3].由于铝合金在空气中活性较大，极易与氧气发生反应，在铝合金表面形成一层致密的氧化膜，这种氧化膜的熔点远高于铝合金的熔点，导致铝合金的焊接比较困难.搅拌摩擦焊（friction stir welding，FSW)是英国焊接研究所发明的一种固相连接技术[4_6]，被证明是解决铝合金焊接问题最有效的方法之一[7].国内宫文彪等人[8]研究了 6082 -T6铝合金厚板搅拌摩擦焊沿厚度方向性能变化，轴肩产生的摩擦热自上到下不断降低，是造成中下部工件性能下降的主要原因，但研究主要集中在铝合金厚板力学性能方面.对于分层的6082 -T6铝合金薄板组织中沉淀相和位错演变及其对力学性能的影响相关研究较少.由于焊缝上层和下层受到轴肩和搅拌针产热作用不同，导致焊缝组织和性能发生较大变化，所以研究FSW过程中焊缝区组织演变机制对6082铝合金搅拌摩擦的广泛运用具有重要作用.对2 mm厚高速列车常用的6082 -T6铝合金接头焊缝区组织演变和力学性能进行分层研究，旨在为6082 -T6铝合金在高速收稿日期：2017 -07 -19基金项目：国家自然科学基金资助项目（2012ZX04008011)列车中广泛应用提供必要的理论依据.1试验方法试验采用2 m m厚的6082 - T6铝合金板材进行搅拌摩擦焊接，试样规格为100 mm X 100 mm X 2mm，其主要的化学成分见表1.表16082铝合金的化学成分（质量分数#%)Table 1Nominal compositions of the 6082 aluminum alloy employedSi Mg Cu Ti Fe Cr Zn Al 0.970.670.070.010.370.010.06余量使用FSW-3L M-015搅拌摩擦焊机，轴肩直径为10mm，搅拌针直径为2mm，搅拌头倾角为3°. 通过正交试验得到最优焊接工艺参数为:搅拌针转速1 500 r/m i n，焊接速度80 mm/m i n.焊接完成后沿厚度方向制取试样，焊缝沿厚度方向分为焊缝上层和焊缝下层，试样分别取焊缝上层中间位置和焊缝下层中间位置.采用JE M-2010透射电子显微镜对接头焊缝不同区域试样进行显微组织观察.采用 V H-1000显微硬度计在接头横截面中部每隔1.5 m m测试一次显微硬度，所加载荷为4. 9 N，持续时间为10s.拉伸试样尺寸如图1所示，焊缝位于拉伸试样中心，分别取焊缝上层和下层区域、整体焊缝试样、沿焊缝方向试样、母材进行研究.每个位置试样2焊接学报第39卷选3个，室温条件下在AG - IO T A万能拉伸试验机上进行拉伸试验，拉伸速率为$2m m/m in，拉伸结果取其平 .然后采用美国飞雅公司QUANTAFEG45O热发射扫描电子显微镜观察形貌.2结果与讨论2.16082T6焊接接头宏观形貌K e lle r试接头横截面宏观形貌如图2所示，接头分为母材区（BM)、热影响区（HAZ)、热力影响区（TMAZ)及焊核区（NZ).焊缝左侧为前进侧（AS)，（）S).焊缝分为焊缝上层和焊缝下层两个区域进行研究，焊缝上层下方金属和搅拌重作用，但用，焊缝下层搅拌针搅拌作用.焊缝上层BM HAZ TMAZ NZ一一_________________焊缝下层图3母材微观组织Fig. 3 Microstructure of base material上层下用和搅拌转搅拌作用，焊缝区上层的塑性变形重.图4a可以基本上全部分散在基，焊核区主"A1和原子区（G P区）(1O).同时在焊核区在大色点，图4a中插图为点选取电子衍射.根据衍射花样[123] Fe!A：S i4相.由焊核区上层温度大 5OO〇C[11]，在温度下，母材大部分子能基体，在焊接条件下，部固基体，但母材中微 Fe3A:Si4解温度，尺寸未发生变化.图4b〜4d分焊缝上层前进侧热力区、前进侧热影响区和热区显微组织形貌.从图4可以，热力区了塑性变形，含有度，热区！_，尺寸大，！（Mg"Si5)，部分晶粒内部，分.图2 6082 -T6铝合金搅拌摩擦焊缝横截面形貌 Fig. 2 Transverse morphology of FSW 6082-T6 joint2.2接头的微观组织2.2. 16O82 - T6母材显微组织6O82 - T6母材内主要存在两种析出相，如图3 所示，主要是长度 O.!m，如图3 色头所指，沿[1OO]ai和[O1O]a: 排列.这些是！相（Mg= %，底心单斜结构）[8_9];另一种为直径约O.1!m的粒状析出相.如图3中白色箭头所指，是！"的横截面(即沿[O O1]a: ).图3右上角中插图!〃[O O1]*对选区电子衍射图.2.2.2焊缝区上层接头显微组织图4为6O82 - T6铝合金搅拌摩擦焊接头焊缝区上层的显微组织.由于在搅拌摩擦焊过焊缝(C)前进侧热影响区（d)后退侧热影响区图4 6082 %T6铝合金搅拌摩擦焊缝上层组织 Fig. 4 Microstructure of weldtop第3期王希靖，等#6082 -T6铝合金搅拌摩擦焊组织演变与力学性能3 22 3 焊缝区下层接头显微组织图5为6082 - T6铝合金搅拌摩擦焊接头焊核区下层的显微组织.图=?在尺寸形，图5a右上角插图为对形选区电子射图，根据射花样结果FeSi#相.图5可以，焊缝下层数量明显焊缝上层.从图5a可以看出，FeSi#相弥散分散在基体中，尺寸大约为0;!m，焊核区下层数量，尺寸及形变与搅拌头高转塑性变形有关，表能用，子尺寸，粒子 [12].塑性变形继续，部分区域发生回复，大结，使晶粒内部 .搅拌摩擦焊接过搅拌热和来自焊缝上层热到焊缝下层的热，焊缝区下层的摩擦热焊缝上层，母材中部分解速率，热量，焊缝下层发生回复，再结晶程度焊缝上层.同时，变形和高温产生度，在焊后时效过形成6P区没有焊缝上层.图5b〜5d分焊缝区下层前进侧热力影区、前进侧和返回侧热区微观形貌.从图5以，热力区晶内过子，热区发生部分解，在部分，续 .在焊缝下层进热区晶内部明显，铝合金层错能，度，滑晶界；热区分散在晶粒内部，晶分 .(a)焊核区（b)前进侧热力影响区(c)前进侧热影响区（d)后退侧热影响区图5 6082 -T6铝合金搅拌摩擦焊缝下层组织Fig. 5 Microstructure of weld bottom 3 6082 -T6接头焊缝区力学性能3.1接头拉伸性能对焊接接头拉伸进行扫描电镜观察，结果如图6所示.母材直径较大，焊接接头和部分平坦区域，塑性母材如图6a〜6b所示.对图6a和图6e中A，B两点放大，如图6d，6f所示.从图6可以，在焊缝区上层和焊缝区下层有，能谱分析得知，A，Fe，Mg，Si .在与基变形大部分区域产生应力，当基进行滑时，力度与基结合度时，与，形微孔.微孔间的材料犹如，内发使微大，部微孔连结，微连结是上[13].图6d和图6f可以看出，断口布满了大小不形或椭圆形群，焊缝上层出现数，.从焊缝拉伸试样分析结果可以看出，6082 - T6铝合金搅拌摩擦焊接头的拉伸断裂形式是典型的韧性断裂.6082 -T6铝合金薄板搅拌摩擦焊接头焊缝整体及上、下两层，母材的拉伸试验结果为:母材平拉强度为330 MPa，垂直焊缝上层平拉强度为240 MPa，焊缝下层平拉强度为216 MPa;沿焊缝上层焊缝平均拉强度为205 MPa，焊缝下层平拉强度186 MPa，焊缝整体平均抗拉强度为191 MPa;从各个试样平拉度以上层拉度焊缝下层.由于焊缝上层金属和轴肩直接接触，受和搅拌针搅拌双重热力作用，致使区域有较高的热.在塑性变形过，堆积在子周围数量锐减，从而了晶内晶内：度，使焊缝金属的塑性变形在微观上更均匀，有利于形匀壁和胞，同时热耗散时间，高温停留时间长，区域材料有充分的时间发生回复再结晶，焊缝上层发生动回复再结晶程度焊缝下层.焊缝下层受搅拌机械搅拌作用，搅拌针直径，摩擦变形产生的热同时垫板散热带走了一部分热量，温度相对偏低，发生回复再结晶程度较，晶大，焊缝下层拉度焊缝上层. 在进热区，进和侧热区金属受搅拌用力不同，同时受4焊接学报第39卷温度用，分发生聚齐，导进侧过时效倾向更重，前进热区性能•3.2接头显微硬度6082 -T 6铝合金搅拌摩擦焊接过程中焊缝横截面接头硬度分布曲线如图7所示.上表距离焊缝顶部边缘0• m m 处硬度分布曲线.下表面为距底部边缘0• m m 处硬度分布曲线•由图7可以，FSW 接头硬度分布近似呈％ W ”形，母材硬度，大 110.5 H V ;硬度在前进热区，硬度大63.7 186082铝合金属于时效铝合金，效果王要与和互作用有关，和它引变场是障碍• A l -Mg -S i 合金时效过：过饱和固-G P 区--，14].通过研究得知6082 -T 6母材中含有大量!"相（图3a )，在峰时效下形成！7#(15)，！与基体保持共格关系，效果[16]; G P 区虽然固基体，但焊核区发生再结晶和轴肩对晶破碎，使晶，硬度升高，同时母材中未溶解的F t A :S i4和FeSi #相以及亚晶结构上大缠结，对晶内的进一步滑移作用，提了焊核区强度•由于焊缝上层晶化度下层，焊缝上层硬度焊缝下层•热力区有，硬度热区 .!或)8相时，称过时效，效果开始变.搅拌摩擦焊接过，前进温度侧，因进过时效倾向更重，焊缝上、下层硬度在进 .60 -------1-------1-------1-------1-------1-------1-------1--------20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20距焊缝中心距离d/mm图7搅拌摩擦焊接头横截面显微硬度分布Fig. 7 Microhardness distribution of welded seam4结论(1" 6082 - T 6铝合金FSW 接头焊缝上层与焊缝下层组织发生了变化;各个区域分：母图！搅拌摩擦焊接头拉伸断裂的SEM 断口分析Fig. 6 Fracture microcosmic morphologyoo oo1 0 9 8 71L 11(A H )H f e s ®_w第3期王希靖，等#6082 -T6铝合金搅拌摩擦焊组织演变与力学性能5材主要是！"（Mg =Si6)相，焊核区为G P 区和尺寸细小的Fe3A ：Si4和FeSi # #热影响区为！（ M v S i =)相，由于受到热输入作用，各个区域都发生了不同程度的动态回复或动态再结晶.(2) 6082 -T 6铝合金FSW 接头出现软化，显微硬度曲线近似为“W ”形，焊核区上层硬度高于焊核区下层，硬度最小值出现在前进侧热影响区.(3) 焊接接头抗拉强度为母材的72%，焊缝区上层的抗拉强度高于焊缝下层.断裂均发生在前进侧热影响区，为韧性断裂方式.参考文献：[1] 盛建辉，彭家仁，李光，等.搅拌摩擦焊工艺及其在地铁铝合金车体上的应用[J ].电力机车与城轨车辆，2009, 32 (3) * 28 -31.Sheng Jianhui，Peng Jiaren，Li Guang ，et al. 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The Chinese Journal of Nonferrous Metals ，2010, 21(10)* 2352 -2360.[16] 董鹏，孙大千，李洪梅，等• 6005 A -T 6铝合金搅拌摩擦焊接头组织与力学性能特征[J] •材料工程，2012(4)* 27 - 31.Dong Peng, Sun Daqian, Li Hongmei, et a l Microstructural and mechanical charactertics of fction stir welded 6005 A - T6 aluminum alloy [ J ] • Journal of Materals Engineer i ng, 2012 (4 )*27 -31.作者简介：王希靖，男，1956年出生，教授，博士研究生导师•主要从事焊接设备及其自动化、搅拌摩擦焊技术及焊接质量控制方面的研究工作•发表论文120余篇.Email* wangxj+@。

铝合金6082-T6搅拌摩擦点焊接头力学性能

铝合金6082-T6搅拌摩擦点焊接头力学性能王希靖;孙学敏;张忠科;李经纬;张亚洲【摘要】针对2 mm厚的6082-T6铝合金进行无匙孔搅拌摩擦点焊搭接实验,通过正交试验方法得到最优点焊工艺参数;并对焊接接头进行剪切断口扫描分析和显微硬度测试.结果表明:搅拌摩擦点焊的最优工艺参数为搅拌头转速1 400r/min,搅拌针停留时间16 s,搅拌头后退时间5s,接头剪切载荷最大值可达7.89 kN;焊接接头的搅拌区显微硬度较高,热影响区的显微硬度较低;焊接接头剪切断口的断裂形式为混合断裂.【期刊名称】《兰州理工大学学报》【年(卷),期】2014(040)002【总页数】3页(P23-25)【关键词】6082-T6铝合金;搅拌摩擦点焊;正交实验;力学性能【作者】王希靖;孙学敏;张忠科;李经纬;张亚洲【作者单位】兰州理工大学甘肃省有色金属新材料重点实验室,甘肃兰州 730050;兰州理工大学甘肃省有色金属新材料重点实验室,甘肃兰州 730050;兰州理工大学甘肃省有色金属新材料重点实验室,甘肃兰州 730050;兰州理工大学甘肃省有色金属新材料重点实验室,甘肃兰州 730050;兰州理工大学甘肃省有色金属新材料重点实验室,甘肃兰州 730050【正文语种】中文【中图分类】TG453铝合金具有良好的耐蚀性、较高的比强度及良好的导电性和导热性,因此,研发铝合金的点焊连接技术,对扩大铝合金在汽车工业的应用和推动汽车轻量化发展具有十分重要的意义[1-3].搅拌摩擦点焊(FSSW)是在搅拌摩擦焊基础上开发的一种新型固相连接技术.搅拌摩擦焊在焊接铝合金时具有其他熔化焊不可比拟的优点,搅拌摩擦点焊是利用搅拌摩擦焊的优点,克服铝合金电阻点焊的缺点而发展的一种铝合金点焊新方法[4-6].通过高速旋转的轴肩和搅拌针与被焊材料摩擦所产生的摩擦热使得被焊金属达到塑性状态,形成焊接接头.1 实验方法及实验设备焊接材料选用6082铝合金,热处理状态为T6(固溶处理+人工时效).表1所列为材料的化学成分.焊件尺寸为150 mm×50 mm×2 mm.实验所用的搅拌头用高温合金制成,轴肩直径为22 mm,搅拌针直径为6 mm,搅拌针可伸缩.焊接时搅拌头移动速度25 mm/min,搅拌摩擦点焊在自制的搅拌摩擦焊机上进行.图1为点焊搭接示意图.焊接过程为：搅拌头旋转,搅拌头垂直压入工件,控制轴肩下压量为0.5 mm,搅拌针在工件停留,搅拌头后退,搅拌针回抽的同时搅拌头后退,搅拌头上升,搅拌针完全提离工件，搅拌头上升停止,焊接结束.焊点表面照片如图2所示.为了寻求最优的点焊工艺参数,设计正交实验,选用搅拌头转速600～1 400 R/min,搅拌针停留时间为4～20 s,搅拌头后退时间为1～5 s.表2为正交实验水平表,每组实验重复3次, 焊接接头在岛津AG-10TA万能拉伸试验机上进行剪切性能测试,剪切载荷实验值取3次实验的平均值.并利用JSM-6700F电子扫描电镜观察剪切断口形貌.用WT-401MVD型显微硬度计测量焊点横截面的显微硬度分布.表1 铝合金6082的化学成分Tab.1 Chemical composition oF aluminum alloy 6082 %CuSiFeMnMg0.10.7～1.30.50.4～1.00.6～1.2ZnCRTiAl0.20.250.1余量图1 搭接示意图Fig.1 Schematic diagRam oF lop joint图2 焊点表面Fig.2 Spot welding suRFace表2 正交试验因素水平表Tab.2 PaRameteRs oF oRthogonal expeRiment水平因子搅拌头转速/(R·min-1)搅拌针停留时间/s搅拌头后退时间/s16004128008231 00012341 20016451 4002052 实验结果及分析2.1 正交实验结果6082-T6铝合金在各实验条件下的接头剪切载荷与极差分析结果如表3所示.从表中可以得出,当搅拌头转速为600 R/min,搅拌针停留时间为4 s,搅拌头后退时间为1 s时,接头剪切载荷最小,为3.5 kN.表3 铝合金6082-T6拉伸试验结果Tab.3 Result oF tensile expeRiment oF aluminum alloy6082-T6试验号搅拌头转速/(R·min-1)搅拌针停留时间/s搅拌头后退时间/s剪切载荷/kN1600413.502600823.853*******.3246001645.6556002055.806800424. 857800835.2988001245.5598001655.63108002015.70111 000436.41121 000846.56131 0001256.68141 0001616.68151 0002027.05161 200446.75171 200856.87181 2001216.92191 2001627.31201 2002037.24211 400457.68221 400817.54231 4001227.67241 4001637.892514002046.81K14.6245.8386.068K25.4046.0226.164K36.6766.2286.23K47.018 6.6326.264K57.5186.526.532R2.8940.7940.464当搅拌头转速为1 400 R/min,搅拌针停留时间为16 s,搅拌头后退时间为3 s时,接头剪切载荷最大,为7.89 kN.在其他参数相同的情况下,接头的剪切载荷随着搅拌头转速的增加而增加,当转速达到1 400 R/min时,接头剪切载荷均值最大,这是因为随着搅拌头转速的增加,焊接时摩擦产生的热量增多,搅拌针附近塑化金属的温度升高,变形抗力减小,在轴肩压力作用下,界面结合长度增加,因此接头的剪切载荷增加;接头的剪切载荷随着搅拌针停留时间的增大先增大后减小,当搅拌针停留时间为16 s时,接头剪切载荷均值最大,这是因为随着搅拌针在工件表面停留时间越长,摩擦产生的热量越多,搅拌针附近塑化金属的温度升高,变形抗力减小,在轴肩压力作用下,界面结合长度增加,因此接头的剪切载荷增加,但当搅拌针停留时间继续增加时,点焊热循环温度较高,6082-T6铝合金析出相发生过时效长大,使材料软化,接头剪切载荷降低；接头剪切载荷随着搅拌头后退时间的增加而增加,当后退时间为5 s时,接头剪切载荷均值最大,这是因为随着后退时间的增加,界面结合长度增加,因此接头的剪切载荷增加.由此可得,点焊的最优工艺参数为搅拌头转速为1 400 R/min,搅拌针停留时间为16 s,搅拌头后退时间为5 s.通过极差R分析,极差越大表明该因素水平改变时，对接头剪切载荷的影响最大,由表3可以看出,搅拌头转速对接头剪切载荷影响最大,搅拌针停留时间次之,搅拌头后退时间影响最小.因此,在选择无匙孔搅拌摩擦点焊工艺参数时,先考虑搅拌头转速,其次是搅拌针停留时间,最后选择搅拌头后退时间.2.2 接头硬度分布最优工艺参数下点焊接头横截面显微硬度分布如图3所示.此图是点焊接头横截面上每隔1 mm距离的硬度测试结果.从图3可以看出,距焊缝中心两边的硬度基本呈对称W分布,搅拌区的硬度较高,但略低于母材,热机影响区次之,热影响区硬度最低.这是因为在焊接过程中,塑性区受到搅拌针和轴肩共同作用,发生较大的塑性变形,发生动态再结晶,晶粒变为细小等轴晶,所以硬度较高.在热机影响区,搅拌作用较小,热循环温度较低,固溶析出相发生聚集,使得其密度降低,硬度减小.热影响区的晶粒受热晶粒长大,且固溶析出相过时效长大,所以硬度最低.母材区没有受到搅拌针和轴肩摩擦所产生热和力的作用,仍为固溶时效处理状态,所以硬度最高.图3 接头显微硬度分布图Fig.3 MicRohaRdness distRibution on joint图4 剪切断口形貌Fig.4 FRactuRe moRphology oF welding joint sheaRing 2.3 接头断口形貌分析最优点焊工艺参数下的剪切断口形貌如图4所示.其中图4a为剪切断口的宏观形貌,可以看出,点焊接头剪切断裂发生在热影响区.图4b为热影响区剪切断口的扫描电镜形貌,可以看出断面处出现明显的河流花样,存在大量较大的韧窝,并且存在一定程度的变形,同时存在大量的撕裂棱,所以其断裂形式为韧性断裂和塑性断裂共存的混合断裂.3 结论1) 通过正交实验方法,得到最优点焊工艺参数为：搅拌头转速为1 400 R/min,搅拌针停留时间为16 s,搅拌头后退时间为5 s.2) 在其他参数相同的情况下,点焊接头剪切载荷随着搅拌头转速的增加而增加,随着搅拌针停留时间的增加先增大后减小,随着后退时间的增加而增加.3) 由于在焊接过程中热输入的不同,焊接接头的硬度呈W分布,搅拌区的显微硬度较高,但略低于母材,热机影响区次之,热影响区的显微硬度最低.4) 焊接接头剪切断裂发生在热影响区,接头的断裂形式为韧性断裂和塑性断裂共存的混合断裂.参考文献：[1] 李永斌.李亚庭.桥车车身轻量化及其对连接技术的挑战 [J].机械工程学报,2012,48(18)：45-51.[2] 乔风斌.张松.郭立杰.搅拌摩擦点焊技术及其在工业领域中的应用 [J].电焊机,2012,42(10)：82-86.[3] 蒋玉秀.王丽君.汽车工业中的铝合金及其焊接技术 [J].电焊机,2012,42(4)：109-112.[4] 秦红珊.杨新岐.一种替代传统电阻点焊的创新技术-搅拌摩擦点焊 [J].电焊机,2006,36(7)：27-30.[5] 赵衍华.张丽娜.搅拌摩擦点焊技术简介 [J].航天制造技术, 2009,26(2)：1-5.[6] 严铿.冯杏梅.赵勇.工艺参数对复合搅拌摩擦点焊接头力学性能的影响 [J].焊接学报,2008,29(6):5-8.[7] 刘克文.邢丽.柯黎明.LY12铝合金摩擦点焊工艺及力学性能 [J].焊接学报,2007,28(9):21-24.[8] 王希靖.阿荣.郭瑞杰.LY12铝合金的搅拌摩擦焊接工艺研究 [J].兰州理工大学学报,2004,30(4):12-14.。

6082铝合金焊接接头疲劳试验分析

3 铝合金焊接接头疲劳性能的研究如果构建在出现疲劳破坏的时候，要注重去检查它有没有
很明显的破坏现象，因为这种情况往往发生的都比较突然，因此，疲劳破坏对于整体性的危险系数还是非常高的，因此在后期进行调节的时候，要主动去观察它的变形区，很多受力物体在弹性形变的范围之内会产生一些裂纹，这些裂纹虽然变形不是很明显，但是随着使用的年限，还是会产生一定破坏的，因此疲劳破坏一定是经历一定时间才能够发生的，它是逐层积累起来的，这种危险性才是最高的。
近些年来，相关的专家学者在进行铝合金焊接研究的时候，虽然取得了不错的进展，但是在很大程度上，疲劳性能还是会受到各种各样的影响，其中铝合金在进行焊接的时候，焊接接头如果其轴经组织产生了有效的裂纹扩展，就会对疲劳强度产生一个直接性的影响，焊接的接头会不可避免的出现气孔或者一些杂物，这些都是会影响疲劳程度的。也有相关的学者提出可以用其他的结构件连接方式代替焊接，但是焊接也有其不可替代的优点，比如它的强度比较高，在很大程度上接头的强度也能够与材料的强度达到一个平等的状态，这在后续的使用当中，也会省去不少麻烦。如何采用其他的连接方式，就无法保证后续的使用，出一个安全的状态，可能会使得结构件的承载能力下降，这反倒成为了一件更麻烦的事情。
S 科学技术 cience and technology 6082 铝合金焊接接头疲劳试验分析
张廷旺
（常州铁道高等职业技术学校，江苏常州 213011）
摘要：随着经济全球化的快速发展，汽车以及铁路机车车辆高速化和轻量化的到来，对于各项金属材料的要求也越来越高，
其中铝合金的密度是非常小的，比强也是很高的，以及它的耐腐蚀性能也非常的突出，由于种种优点它成为目前铁路车辆高速
因此在进行焊接的时候，要提前将这层三氧化二铝膜进行处理，

搅拌头停留时间对6082铝合金搅拌摩擦点焊接头组织和力学性能的影响

搅拌头停留时间对6082铝合金搅拌摩擦点焊接头组织和力学性能的影响蔡月华;张克梁;张大童;张文【摘要】采用光学显微技术、显微硬度和拉伸测试,研究了不同搅拌头停留时间对6082铝合金搅拌摩擦点焊接头显微组织和力学性能的影响.结果表明,接头由搅拌区、热机影响区、热影响区和母材区组成.搅拌区形成了细小的再结晶等轴晶粒,并且在其附近形成“Hook”区.搅拌区硬度和接头断裂载荷随着搅拌头停留时间的延长而不断增大,但趋势逐渐变缓.在搅拌头旋转速度为1 400 r/min,停留时间为20 s 时,接头断裂载荷达到最大值,为3.56 kN.点焊接头在拉伸测试过程中的失效方式是韧-脆混合型断裂.【期刊名称】《轻合金加工技术》【年(卷),期】2017(045)006【总页数】5页(P45-49)【关键词】6082铝合金;搅拌摩擦点焊;显微组织;力学性能【作者】蔡月华;张克梁;张大童;张文【作者单位】广东豪美铝业股份有限公司,广东清远511540;华南理工大学机械与汽车工程学院,广东广州510640;华南理工大学机械与汽车工程学院,广东广州510640;华南理工大学机械与汽车工程学院,广东广州510640【正文语种】中文【中图分类】TG146.21;TG453.96082铝合金具有密度小、比强度高、韧性好以及易加工成形等特点，广泛地应用在球形头、行李架以及控制臂等汽车零部件的生产制造上[1]。

在汽车轻量化的发展背景下，6082铝合金必定有更大的应用潜力。

搅拌摩擦点焊技术(FSSW)作为一种在搅拌摩擦焊基础上发展起来的固相连接技术，具有操作简单、绿色环保、接头强度高等优点[2-3]，在实现汽车的轻量化制造中将会有广泛的应用前景。

Mazda 公司成功地将FSSW技术引入Mazda RX-8发动机罩和后门的生产制造中，实现了汽车零部件的轻量化制造[4]。

根据FSSW技术的工作原理可知[5]，搅拌头停留时间会影响在焊接过程中的热输入，从而影响点焊接头的成形和性能。

轨道交通用6082-T6铝合金MIG焊接接头组织与疲劳性能

内燃机与配件0引言随着城市规模的扩大，人口数量的增加，为有效解决交通拥堵等问题，各地逐步加强公共交通体系建设投入力度，将轨道交通作为建设重点，进行针对性的项目规划施工建设。

铝合金作为现阶段轨道交通的主要材质，与传统合金材料相比，其密度小、重量轻、强度高并且加工难度较低，成为城际列车、高铁以及地铁的制造原料。

为更好地发挥铝合金在轨道交通加工、制造中的应用，除了需要做好选材等工作之外，还应当采取相关技术手段，形成完备的焊接技术方案，实现铝合金连接强度、耐用性的全面提升。

16082-T6铝合金与MIG焊接概述对轨道交通6082-T6铝合金以及MIG焊接工艺特点的分析，有助于工作人员在思想形成逐步形成正确的观念认知，准确把握材料性能以及MIG焊接参数，对于后续焊接接头组织的分析以及疲劳性评估，创造了便利条件。

1.116082-T6铝合金特点作为现阶段轨道交通的主要合金材料，6082-T6铝合金结构强度较高、可塑性较好、加工难度较低，性状较为稳定。

但是在进行日常焊接加工的过程中，6082-T6铝合金在空气等外部环境的作用下，容易发生氧化的情况，生产氧化铝等焊接杂质。

氧化铝自身的熔点较高，并且其材料性状较不稳定，在实际过程中，工作人员往往需要耗费大量的时间进行去除，因此现阶段，多数加工企业，往往采用MIG焊接工艺，对6082-T6铝合金进行焊接处理，旨在通过焊接技术手段的提升，来实现对焊接区域杂质等科学应对与有效处理[1]。

从相关研究结构公布的数据来看，6082-T6铝合金的线性膨胀系数较大，约为碳素钢的两倍以上，因此在焊接的高温环境下，6082-T6铝合金形变量往往较大，形变量的增加，会诱发焊接接头区域出现裂缝，影响6082-T6铝合金焊接接头区域的结构强度。

1.2MIG焊接特点MIG焊接作为现阶段一种成熟、高效的焊接手段，将氩气作为焊接电弧的主要作用介质，通依托氩气的惰性，实现了对焊接母材高温环境下，金属熔滴、焊接熔池以及焊接区高温金属的科学、高效应对，是目前完备高效的焊接技术。

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次的中值疲劳极限随搅拌针偏移量的增大而下降。搅拌针Ａ向偏移１ｍｍ时焊接接头的疲劳极限强度较高，疲劳试验中的试件断裂位置主要集中在背面焊缝边缘。启裂区和扩展区疲劳纹清晰；终
断区为深韧窝型韧性断口。
ｚｏｎｅｗａｓｔｈｅｔｏｕｇｈｎｅｓｓｆｒａｃｔｕｒｅｏｆｄｅｅｐｄｉｍｐｌｅｔｙｐｅ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ｏｆｆｓｅｔ；ｆｒｉｃｔｉｏｎｓｔｉｒｗｅｌｄｉｎｇ；ｆａｔｉｇｕｅｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ
ＮＩＵＸｕｊｉｎｇ ①，ＬＵＥ￣ｉｎｇ ①，ＹＵＺｈｉｋａｉ ①，ＭＡＹｏｎｇｚｈｉ ①，ＧＥＮＧＴａｏ ②
（＠ＣＲＲＣＴＡＮＧＳＨＡＮＣｏ．，Ｌｔｄ．，Ｔａｎｇｓｈａｎ０６３０３５，ＣＨＮ；＠ＳｃｈｏｏｌｏｆＭａｔｅｒｉａｌｓＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，
Ｅｆｅｃｔｏｆｄｉｆｅｒｅｎｔｏｆｆｓｅｔｏｆｐｉｎｏｎｆａｔｉｇｕｅｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｏｆ６０８２一－『。６ａＩｕｍｉｎｕｍａｌｌｏｙｂｕｔｔｊｏｉｎｔｓ
摘要：对搅拌针Ａ（前进侧）向和Ｒ（后退侧）向不同偏移量的高行
脉动拉伸疲劳试验。并对疲劳断口进行了扫描观察与分析，结果表明：焊接接头指定寿命为ｌ×１０
ｓｔｒｅｎｇｔｈｂｙｔｈｅｐｉｎｏｆｆｓｅｔ１ｍｍａｔＡ．Ｔｈｅｓｃａｎｎｉｎｇｐｈｏｔｏｓｓｈｏｗｅｄｔｈａｔ：ｔｈｅｐａｎｏｒａｍａｏｆｔｈｅｆｒａｃｔｕｒｅｗａｓ
ｌｉｋｅｉｆｂｒｏｕｓ；ｔｈｅｆａｔｉｕｅｇｂｅａｃｈｏｎｔｈｅｃｒａｃｋｉｎｉｔｉａｔｉｏｎｚｏｎｅａｎｄｅｘｔｅｎｄｉｎｇｚｏｎｅｗａｓｖｉｖｉｄ；ｔｈｅｉｆｎａｌｂｒｏｋｅｎ
关键词：偏移量；搅拌摩擦焊；疲劳性能
中图分类号：ＴＧ４０５文献标识码：Ａ．ＤｏＩ：１０．１９２８７／ｊ．ｃｎｋｉ．１００５— ２４０２．２０１７．０７．０２８
工艺与检测Ｔｅｃｈｎ０１０ｇｙａｎｄ
２０１７年第７期
搅拌针不同偏移量对６０８２一Ｔ６铝合金接头劳性能的影响
钮旭晶① 鲁二敬① 郁志凯① 马永志① 耿涛②
（ ① 中车唐山机车车辆有限公司，河北唐山０６３０３５； ②大连交通大学材料科学与工程学院，辽宁大连１１６０２８）
ｗｅｒｅｓｔｕｄｉｅｄｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙｔｈｒｏｕｇｈｐｕｌｓａｔｉｎｇｔｅｎｓｉｌｅｆａｔｉｇｕｅｔｅｓｔａｎｄｓｃａｎｎｉｎｇａｎａｌｙｓｉｓｏｒｆｔｈｅｆａｔｉｇｕｅｆｒａｃ —
ｔｕｒｅｓ，ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔ：ｔｈｅｗｅｌｄｉｎｇｊｏｉｎｔｓｍｅｄｉａｎｖａｌｕｅｆａｔｉｇｕｅｌｉｍｉｔｓｔｒｅｎｇｔｈｔｈａｔｓｐｅｃｉｉｆｅｓｌｉｆｅｏｆ１Ｘ１０ｄｅｃｒｅａｓｅｄｂｙｔｈｅｎｕｍｂｅｒｏｆｏｆｆｓｅｔｉｎｃｒｅａｓｉｎｇ．Ｔｈｅｗｅｌｄｉｎｇｊｏｉｎｔｓｈａｖｅａｈｉｇｈｅｒｆａｔｉｇｕｅｌｉｍｉｔ
ＰａｌｉａｎＪｉａｏｔｏｎｇｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｄａｌｉａｎ１１６０２８，ＣＨＮ）Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｔｈｅ６０８２一Ｔ６ａｌｕｍｉｎｕｍｌａｌｏｙｓｂｕｔｔｊｏｉｎｔｓｏｆｄｉｆｆｅｒｅｎｔｏｆｆｓｅｔｏｆｐｉｎ，ｗｈｉｃｈｉｓｕｓｅｄｆｏｒｈｉｇｈ—ｓｐｅｅｄｔｒａｉｎ，