6061-T4鋁合金T型接頭攪拌摩擦焊工藝

侯曉鵬，楊新岐，崔 雷，周 光

(天津大學(xué) 天津市現(xiàn)代連接技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072)

鋁合金T型接頭是一種在航空航天、高速客車、船舶建造及汽車車體等輕量化結(jié)構(gòu)制造領(lǐng)域廣泛應(yīng)用的接頭形式，它可以有效提高壁板穩(wěn)定性而使整個構(gòu)件的質(zhì)量沒有顯著增加。目前，通常采用的熔焊方法容易出現(xiàn)鋁合金常見的裂紋、氣孔等焊接缺陷，較大的焊接熱循環(huán)又會產(chǎn)生很大的殘余變形，這些都會嚴(yán)重地降低接頭質(zhì)量。攪拌摩擦焊(Friction stir welding，簡稱 FSW)是一項(xiàng)環(huán)保、節(jié)能、多用途的新型固相連接技術(shù)[1-2]。由于其焊接過程中接頭部位不存在金屬的熔化，因而可避免鋁合金熔焊中常見的缺陷，并且具有焊后殘余變形小等優(yōu)點(diǎn)。因此，把 FSW 技術(shù)拓展到鋁合金 T型接頭中將具有廣泛的研究和應(yīng)用價值。

最近幾年，國外一些研究機(jī)構(gòu)已對鋁合金T型接頭開展了基礎(chǔ)性的研究并取得了初步的成果。BUFFA等[3-7]通過數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)合的方法，對攪拌摩擦焊T型接頭中的金屬流動[3-4]、溫度場和應(yīng)力場[5-6]及殘余應(yīng)力分布[7]等進(jìn)行了探討。分析探討的結(jié)果對焊接工藝選擇、接頭性能提高及缺陷消除等有重要指導(dǎo)作用。另一些研究者對同種鋁合金[8-9]和異種鋁合金[7,10-13]攪拌摩擦焊T型接頭的焊接工藝進(jìn)行了研究，并分析討論工藝、焊縫組織及性能之間的相互影響規(guī)律。研究結(jié)果表明：6082鋁合金T型接頭的焊接性能明顯好于2024鋁合金；當(dāng)軸肩尺寸較小時 2024-T4與7075-T6異種鋁合金組成的T型接頭容易出現(xiàn)隧道或空洞缺陷，適當(dāng)提高軸肩尺寸可有效減少缺陷；6056與7075異種鋁合金組成的T型接頭，沿壁板方向抗拉強(qiáng)度可與母材相當(dāng)，但是伸長率和韌性明顯降低。需要指出的是，關(guān)于FSW-T型接頭的焊接缺陷還沒有專門系統(tǒng)地分析討論，而且只是針對T型接頭某一種組合形式(搭接或?qū)?T型接頭)進(jìn)行研究，也沒有對接頭沿著壁板和筋板兩個方向的力學(xué)性能進(jìn)行系統(tǒng)地分析和對比。而國內(nèi)針對鋁合金T型接頭的攪拌摩擦焊研究更是少見。

本文作者針對工業(yè)上廣泛應(yīng)用的6061-T4鋁合金，對3種壁板和筋板組合形式的T型接頭進(jìn)行了攪拌摩擦焊試驗(yàn)，并對接頭缺陷、顯微組織及力學(xué)性能進(jìn)行了系統(tǒng)的研究，從而為工程應(yīng)用提供理論基礎(chǔ)。

1 實(shí)驗(yàn)

試驗(yàn)材料為3 mm厚的6061-T4鋁合金，化學(xué)成分及力學(xué)性能見表1。采用H13工具鋼加工圓形凹面軸肩和錐形攪拌針一體的攪拌頭，軸肩直徑15 mm，凹入角度為5°，攪拌針根部直徑5.5 mm，頂端直徑2 mm，長度為4.5 mm。如圖1所示，搭接/對搭接/對接T型接頭，3種不同組合形式的T型接頭，分別用A/B/C接頭表示。焊件由尺寸為350 mm×90 mm和350 mm×45 mm的兩種長方形壁板與350 mm×65 mm長方形筋板組成。如圖2(a)所示，鋁合金T型接頭攪拌摩擦焊示意圖，設(shè)計(jì)并使用了專用的夾具裝置和拉伸卡具，夾具裝置在壁板與筋板過渡部位設(shè)計(jì)為倒圓角，其主要目的是減少T型接頭焊后殘余應(yīng)力與變形。焊接方向沿著軋制方向，焊接過程中的所有試驗(yàn)參數(shù)如表2所列。

焊后沿垂直焊縫的方向切取試樣，每種工藝參數(shù)下制備6個寬度為25 mm拉伸試樣(3個沿壁板加載，3個沿筋板加載，分別取3個拉伸載荷的平均值)和一個金相試樣。

圖1 不同組合形式的T型接頭Fig.1 Combination modes of T-joint: (a) T-lap joint; (b)T-butt-lap joint; (c) T-butt joint

圖2 T型接頭攪拌摩擦焊示意圖和拉伸加載方式Fig.2 Schematic illustration (a) and loading methods (b) for FSWed T-joints

表1 AA6061-T4鋁合金的化學(xué)成分及力學(xué)性能Table1 Chemical compositions and mechanical property of AA 6061-T4 aluminum alloy

表2 T型接頭FSW試驗(yàn)參數(shù)Table2 Investigated parameters of FSWed T-joints

金相試樣經(jīng)磨光、拋光后使用Keller試劑(1ml氫氟酸，2.5 mL硝酸，1.5 mL鹽酸，95 mL水)腐蝕，并在OLYMPUS-GX51光學(xué)顯微鏡下進(jìn)行缺陷和顯微組織觀察；分別沿著壁板和筋板中心線進(jìn)行硬度試驗(yàn)的檢測；拉伸試驗(yàn)在CSS-44100電子萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，兩個方向的拉伸示意圖如圖2(b)。

2 結(jié)果與分析

2.1 焊接缺陷及分析

圖3所示為9組試驗(yàn)參數(shù)的焊縫橫截面宏觀金相，觀察發(fā)現(xiàn)，焊縫中均存在不同程度的缺陷，且在不同接頭中分布形式不同。概括起來，主要包括隧道缺陷、弱結(jié)合缺陷和少量“Z”線。

如圖3所示，除了B1接頭在圓角過渡區(qū)得到無隧道缺陷的焊縫外，其余A/B接頭在前進(jìn)側(cè)圓角過渡區(qū)域都出現(xiàn)了不同程度的隧道缺陷，而C接頭除了在前進(jìn)側(cè)圓角區(qū)域(C1接頭)還在筋板焊核區(qū)附近沿水平方向分布一些較為分散的隧道缺陷(C2/C3接頭)。如圖4所示，在高放大倍數(shù)下隧道缺陷呈現(xiàn)為未填充的空洞(見圖4(d))。T型接頭中金屬流動的不對稱性和軸向流動不充分是引起隧道缺陷的主要原因[13]。焊接過程中前進(jìn)側(cè)圓角區(qū)域的塑性金屬在攪拌針剪切力的作用下向后退側(cè)轉(zhuǎn)移，積累相對較多塑性金屬的后退側(cè)在攪拌工具向下推力的作用下可有效填充攪拌針行走留下的空腔。如果金屬軸向流動不足的話，則前進(jìn)側(cè)留下的少量塑性金屬和部分后退側(cè)回流的金屬無法完全填充攪拌針行走留下的空腔，隨著焊接過程的一直進(jìn)行，前進(jìn)側(cè)圓角區(qū)域就出現(xiàn)了隧道缺陷。

T型接頭焊縫區(qū)另一個主要缺陷是弱結(jié)合。從圖3可以看出，在攪拌工具的擠壓和攪拌作用下，缺陷已偏離原始對接或搭接界面并發(fā)生彎曲變形。在A/B接頭中可發(fā)現(xiàn)缺陷沿著原始搭接面向筋板焊核區(qū)偏移；另外，在B接頭中，缺陷還沿著壁板的前進(jìn)側(cè)穿過焊縫中心線向后退側(cè)的圓角區(qū)域延伸；對于C接頭，壁板與筋板存在的兩個原始縱向連接面，但是弱結(jié)合主要分布在后退側(cè)一側(cè)并向中心線偏移，這與攪拌摩擦焊焊縫兩側(cè)金屬塑性變形的劇烈程度不對稱有關(guān)。關(guān)于弱結(jié)合缺陷的形成，通常認(rèn)為焊接熱過程中熱塑性狀態(tài)金屬主要圍繞攪拌針做周向流動，而在Z軸方向上的運(yùn)動較少，引起壁板和筋板之間的金屬混合有限。因此，雖然經(jīng)過塑性變形把連接材料擠壓在一起，但未形成有效的冶金鏈接[14](見圖4(b))，在加載過程中，存在弱結(jié)合缺陷的位置將是首先起裂的位置。

另外，在B2/C2接頭中還出現(xiàn)少量的“Z”線，在高倍數(shù)顯微鏡下呈獻(xiàn)為斷斷續(xù)續(xù)分布的線(見圖4(c))，關(guān)于它的形成主要是鋁合金表面殘余氧化層破碎與攪拌不充分兩方面原因造成的[15]。

通過接頭宏觀截面(A1～A3，B1～B3，C1～C3)的對比也發(fā)現(xiàn)，隨著焊接速度的增大，隧道缺陷的面積也隨之增大；而弱結(jié)合缺陷則隨著焊接速度的增大，表現(xiàn)得更加連續(xù)和清晰，說明在低焊速下通過增加熱輸入有利于減少隧道和弱結(jié)合缺陷。

2.2 焊縫的顯微組織

如圖5(a)所示，攪拌摩擦焊T型接頭微觀組織包括焊核區(qū)(NZ)、熱機(jī)影響區(qū)(TMAZ)、熱影響區(qū)(HAZ)和母材(BM)。與常規(guī)對接或搭接接頭不同之處在于，T型接頭筋板上出現(xiàn)一個熱機(jī)影響區(qū)(TMAZ)和兩個圓角過渡區(qū)域(FZ)，過渡區(qū)域的形成與夾具的倒圓角有直接關(guān)系。

如圖5(b)所示，母材組織沿著軋制方向呈扁平狀分布，黑色的強(qiáng)化相粒子彌散在基體中；筋板的焊核區(qū)和熱機(jī)影響區(qū)過渡區(qū)域具有明顯的分界線(見圖5(c))，焊核區(qū)在攪拌頭的攪拌和焊接熱循環(huán)的共同作用下，經(jīng)歷了高溫和劇烈的塑性變形，使母材的原始組織發(fā)生了動態(tài)再結(jié)晶，形成細(xì)小的等軸晶。而熱機(jī)影響區(qū)的晶粒具有明顯的沿著攪拌工具剪切應(yīng)力方向的塑性流動痕跡。后退側(cè)圓角過渡區(qū)域由細(xì)小等軸晶組成(見圖5(d))。其原因是受到攪拌頭擠壓和頂鍛作用的影響，經(jīng)塑性變形后，發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶的金屬在夾具的快速冷卻作用下形成細(xì)小晶粒結(jié)構(gòu)。而前進(jìn)側(cè)圓角區(qū)域晶粒呈現(xiàn)多種形態(tài)，靠近壁板位置為較大的等軸晶，靠近筋板位置為較小的等軸晶以及靠近夾具倒圓角區(qū)域?yàn)楠M長的圓弧狀晶粒(見圖5(e))。這與前進(jìn)側(cè)受到的剪切變形較大和兩側(cè)金屬流動的不對稱性有關(guān)[13]。熱影響區(qū)由于只受到焊接熱過程，強(qiáng)化相和晶粒尺寸較母材有變粗大的趨勢(見圖5(f))。

圖3 T型接頭FSW焊縫橫截面宏觀金相Fig.3 Macrographs of transverse sections for FSWed T-joints

圖4 C2接頭的焊接缺陷及各個缺陷的局部放大視圖Fig.4 Appearance of C2 joint welding defects (a) and magnified images of selected regions A (b), B (c) and C (d) as selected in Fig.4 (a)

2.3 接頭的硬度分布

圖5 6061-T4鋁合金T型接頭FSW焊縫的微觀組織Fig.5 Microstructure of FSWed T-joints of 6061-T4 aluminum alloy: (a) Macrograph; (b) BM; (c) Transition zone between TMAZ and NZ in stringer; (d) Fillet zone in RS; (e) Fillet zone in AS; (f) HAZ

圖6 A接頭沿壁板和筋板的硬度分布Fig.6 Vickers hardness distribution of A joints along skin direction (a) and stringer direction (b)

圖6所示為所有 A接頭沿壁板和筋板的硬度分布。沿著壁板方向成W型分布(見圖6(a))，最低硬度位于軸肩下方軟化的熱影響區(qū)，這與熱影區(qū)組織粗化和強(qiáng)化相長大有關(guān)；隨著距離焊縫中心線距離減少，硬度逐漸增大，最高硬度位于由動態(tài)再結(jié)晶形成的細(xì)晶焊核區(qū)，并且由于前進(jìn)側(cè)晶粒變形大，畸變能增加，加工硬化顯著等原因致使靠近前進(jìn)側(cè)的焊核區(qū)硬度稍高于靠近后退側(cè)的焊核區(qū)硬度；T型接頭硬度沿著筋板方向呈現(xiàn)N型分布(見圖6(b))，包括由于熱輸入較大造成強(qiáng)化相大量溶解的軸肩下方低硬度區(qū)組織粗大及強(qiáng)化相部分溶解的熱機(jī)影響區(qū)低硬度區(qū)以及兩個低硬度區(qū)之間由動態(tài)再結(jié)晶形成的高硬度焊核區(qū)。另外，隨著焊接速度的增大，軟化區(qū)域有變窄的趨勢，當(dāng)焊接速度為218 mm/min時，沿壁板和筋板接頭硬度值都最大。

2.4 接頭的拉伸性能

圖7(a)所示為T型接頭沿壁板方向加載的抗拉強(qiáng)度。發(fā)現(xiàn)焊接速度對同一種接頭的抗拉強(qiáng)度無顯著影響。A接頭的平均拉伸強(qiáng)度(174.7 MPa)稍高于B接頭的平均拉伸強(qiáng)度(170.3 MPa)和C接頭(166.8 MPa)的平均拉伸強(qiáng)度。這與A接頭壁板在焊接前本身就是一塊完整的板材有關(guān)，而弱結(jié)合缺陷在B和C接頭中垂直于拉伸方向分布，因此導(dǎo)致拉伸強(qiáng)度降低。拉伸時，這3種接頭斷裂多發(fā)生在軸肩的下方熱影響區(qū)，即最低硬度分布周圍，斷口與受力方向成 45°夾角，并伴有少量的頸縮(見圖8(a))。通過SEM觀測(見圖9)，斷口微觀形貌為典型韌窩，在某些較大韌窩底部，第 2項(xiàng)粒子或者痕跡清晰可見，斷裂方式屬于典型的微孔聚集型斷裂。因此，弱結(jié)合和軟化作用是3種接頭沿壁板強(qiáng)度降低的主要原因，而Z線的存在對3種接頭沿壁板方向拉伸強(qiáng)度幾乎沒有影響。

圖7 3種T型接頭沿壁板和筋板的拉伸強(qiáng)度Fig.7 Tensile strength of three types T-joints: (a) Along skin direction；(b) Along stringer direction

圖8 T型接頭斷裂位置宏觀圖Fig.8 Macrographs of fracture locations for T-joints: (a)Fracture along skin; (b) Fracture along stringer

圖9 T型接頭沿壁板拉伸斷口的宏觀和微觀SEM像Fig.9 SEM image of macro-fracture surface of skin (a) and higher magnification SEM images of region A (b) and region B (c)as selected in Fig.9(a)

由于T型接頭前進(jìn)側(cè)圓角過渡區(qū)域幾乎都出現(xiàn)了不同程度的隧道缺陷以及延伸到筋板后退側(cè)圓角區(qū)域的弱結(jié)合缺陷，使得沿筋板方向拉伸時接頭強(qiáng)度數(shù)據(jù)較為分散 (見圖7(b))。對A接頭來說，隨著焊接速度的增加，抗拉強(qiáng)度先增后減，在焊速142 mm/min時，A2接頭盡管焊縫中存在缺陷但此時強(qiáng)度達(dá)到最高187.5 MPa，達(dá)到母材強(qiáng)度的77.8%。B接頭的強(qiáng)度隨著焊速的增加逐漸下降，這與之前討論的隧道缺陷的面積逐漸增大有關(guān)，隨著隧道缺陷面積增大，拉伸時有效承載面積減少，導(dǎo)致拉伸強(qiáng)度大大降低；當(dāng)在焊速為75 mm/min得到的無隧道缺陷接頭的強(qiáng)度僅為母材的66.7%，這主要與弱結(jié)合缺陷導(dǎo)致起裂有關(guān)。C接頭的強(qiáng)度與A接頭的變化規(guī)律一致，在焊速為142 mm/min時，抗拉強(qiáng)度達(dá)到母材的76.3%。這3種接頭幾乎都不是斷裂在筋板的軟化區(qū)，而是從后退側(cè)圓角區(qū)域的弱結(jié)合處開始起裂并最終斷裂在兩板的結(jié)合面處(見圖8(b))。通過SEM觀測，斷面為與拉伸軸垂直的粗糙面，并有攪拌工具行走留下的凸凹不平的痕跡(見圖10(a))，前進(jìn)側(cè)表現(xiàn)為沿晶脆性斷裂(見圖10(b))，后退側(cè)則呈現(xiàn)大量韌窩(見圖10(d))，中間部分為塑性與脆性混合的準(zhǔn)解理斷裂模式(見圖10(c))，這種斷裂模式的差異與隧道缺陷和弱結(jié)合的分布有直接關(guān)系。

3 結(jié)論

1) 若焊接參數(shù)或者攪拌工具選擇不合適，隧道缺陷和弱結(jié)合極易在鋁合金攪拌摩擦焊 T型接頭中出現(xiàn)，并且在不同組合形式的T型接頭中分布特征不同，通過減少焊接速度提高焊接熱輸入有助于此類缺陷的減少。

2) 攪拌摩擦焊T型接頭除了包括焊核區(qū)、熱機(jī)影響區(qū)、熱影響區(qū)和母材，在筋板區(qū)域還包括兩個圓角過渡區(qū)域，各個區(qū)域由于熱循環(huán)和塑性變形的差異呈現(xiàn)不同的晶粒形態(tài)。

3) 3種組合形式的T型接頭沿壁板硬度呈W型分布，沿筋板呈N型分布。硬度的變化與晶粒尺寸及強(qiáng)化相的狀態(tài)有關(guān)，是二者共同作用的結(jié)果。

4) 壁板方向斷裂主要是由熱影響區(qū)軟化與弱結(jié)合垂直于拉伸方向分布引起的，而“Z”線對T型接頭沿壁板方向拉伸的靜載強(qiáng)度無明顯影響；弱結(jié)合和隧道缺陷是沿筋板方向發(fā)生斷裂的主要原因。

5) 當(dāng)焊接工藝參數(shù)一定時，A接頭的綜合拉伸性能相比B接頭和C接頭的好，其中沿壁板方向的平均拉伸強(qiáng)度為174.7 MPa；焊速為142 mm/min時，沿筋板方向的拉伸強(qiáng)度最高可達(dá)到187.5 MPa，接頭系數(shù)達(dá)到母材的77.8%。

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