薄板鋁合金回填式攪拌摩擦點焊接頭的組織及性能

劉效云 ，王寶華 ，張俊粉 ，張春雷 ，賈云海 ，王 軍 ，張 亮

（1.河鋼股份有限公司 承德分公司，河北 承德 067102；2.河北科技大學 材料科學與工程學院，河北 石家莊 050001）

0 前言

鋁合金材料具有高的比強度、比剛度、斷裂韌度、耐腐蝕穩(wěn)定性以及良好的抗沖擊性能和加工成型性，采用鋁合金焊接成搭接接頭的焊前準備工作要比對接接頭簡單，因此被廣泛地應用于航空航天、汽車制造等領域[1]。目前，傳統(tǒng)的鋁合金焊接方法主要是鉚接、釬焊和電阻焊[2]，存在浪費材料、增加連接構件質量、加重接觸腐蝕、焊件變形大等問題[3-5]。

回填式攪拌摩擦點焊是在攪拌摩擦焊的基礎上發(fā)展起來的一種新型固相連接技術[6]。焊接過程中高速旋轉的攪拌工具壓入工件，在摩擦熱、材料塑性變形和攪拌工具軸向壓力的作用下形成點焊接頭，通過工件之間的相對運動來實現(xiàn)材料的回填。這項工藝最大的特點在于焊接過程中熱輸入少，接頭熱變形很小，而且能量消耗少。因此可以避免各種熔焊缺陷，此外還具有無飛濺、環(huán)保等優(yōu)點，焊接過程中不會產生匙孔，焊點外觀平整，焊點強度高[7-9]。

1 試驗材料和方法

選用0.6mm厚的LY12-T4鋁合金，化學成分如表1所示。采用的攪拌頭用高溫合金制成，運用KUKA機器人對其焊接，控制軸肩壓入工件深度為0.1 mm、攪拌針直徑5.2 mm。扎入深度0.8 mm，焊接轉速分別為 1 500 r/min、2 000 r/min、2 500 r/min，焊接時間分別為3 s、3.5 s、4 s。焊接完成后，沿焊點中心截取制備金相試樣，用10%NaOH溶液腐蝕，用LEICA圖像分析儀觀察焊點的橫截面形貌，用Keller試劑腐蝕試件，用蔡司金相顯微鏡觀察顯微組織，用TMVS-1型顯微硬度計測量焊點橫截面的顯微硬度分布。按JIS Z 3136標準加工點焊的剪切試樣如圖1所示[10]，在液壓式萬能材料實驗機上進行剪切拉伸試驗，并在掃描電鏡下觀察點焊的斷口組織。

圖1 剪切拉伸試樣Fig.1 Shear tensile specimen

2 試驗結果及分析

2.1 焊接工藝參數(shù)對焊接成形的影響

焊點表面形貌如圖2所示，焊點表面無明顯的變形，在焊點邊緣產生較小的毛刺。這是因為焊接過程中熱輸入量過大，使焊接時回填金屬增多從而導致焊后的攪拌針底端有部分材料粘連，在離開焊點表面時粘在焊點上，使焊點表面的粗糙度相對增加，可以通過后期打磨消除表面的粘連。焊點表面整體光滑完整，沒有凹陷、飛邊等缺陷。切開焊點中心，觀察焊縫接頭宏觀，攪拌中心充分攪拌，兩個板充分結合，但是存在著粘連韌這種缺陷，主要原因是在回填的過程中，材料的流動性較低使包鋁層無法充分混合，導致上下板之間存在分界的現(xiàn)象。焊接接頭缺陷如圖3所示，通過體式顯微鏡和金相顯微鏡的觀察發(fā)現(xiàn)由于金屬中未能充分回填導致出現(xiàn)鉤狀缺陷和孔洞。鉤狀缺陷是一種常見的點焊缺陷，它是由于材料流動性較弱以及結合區(qū)沒有足夠壓力而造成的。通過改變焊接參數(shù)能夠減小缺陷產生的可能性。在焊接時間為3 s、焊接轉速為2 000 r/min時產生了孔洞缺陷，孔洞的產生主要是因為材料的流動性較低，可以通過調節(jié)焊接參數(shù)之間的匹配來增強材料的流動性從而消除試件焊接過程中的孔洞缺陷[11]。

圖2 焊點的表面形貌和宏觀Fig.2 Shaping and macroscopic of welding spot

圖3 焊接接頭缺陷Fig.3 Defects in welding joint

2.2 金相組織

焊縫截面宏觀及微觀組織如圖4所示，將焊點分為4個區(qū)域，即受攪拌針和軸肩的共同作用的攪拌區(qū)A、經歷焊接產熱和塑性變形的熱機影響區(qū)B、母材與攪拌區(qū)的過渡區(qū)域熱影響區(qū)C、母材區(qū)D。攪拌區(qū)的鋁合金因受到攪拌針和軸肩共同作用，攪拌針和軸肩產生相對運動，使得塑性變形引起的加工硬化和動態(tài)回復再結晶同時進行，形成細小的等軸晶粒組織。隨著主軸轉速的增加，焊點的熱輸入量增大，攪拌區(qū)晶粒尺寸隨之增大。熱機影響區(qū)緊鄰攪拌區(qū)，同時受焊接產熱和力的作用，產生明顯的塑性變形，在焊點厚度方向上呈帶狀分布，寬度較窄，由于動態(tài)再結晶，形成了細小的晶粒組織，但仍然沒有攪拌區(qū)的晶粒細小。熱影響區(qū)沒有受到攪拌頭的作用，只受到了磨擦熱的作用，使其晶粒長大。母材沒有受到熱力的作用，所以其金相組織沒有變化，沿軋制方向延伸。

圖4 焊縫接頭的組織形態(tài)Fig.4 Microstructure of welding joint

2.3 工藝參數(shù)對力學性能的影響

剪切拉伸試驗結果如圖5、圖6所示。當其他參數(shù)固定、焊接轉速發(fā)生變化時，隨著轉速的增加其剪切力值也增加。但當轉速過大時，熱輸入量增加過大，導致金屬材料發(fā)生動態(tài)再結晶，且金屬發(fā)生時效引起軟化，從而導致焊接接頭的抗剪力降低；但是旋轉速度也不能過小，否則熱輸入量不足以使焊縫金屬達到熱塑性狀態(tài)，母材無法形成充分的塑性流動，接頭的抗剪力也會降低。當其他參數(shù)固定、改變焊接時間時，增加焊接時間使金屬流動更加充分，金屬回填的性能增加，焊縫結合更為充分，其剪切力增大；但若焊接時間過長，由于摩擦產生的熱量更大，促進了金屬材料的動態(tài)再結晶發(fā)生時效從而引起了接頭的軟化，剪切力減小。

接頭硬度測試結果如圖7所示，焊接接頭的顯微硬度呈“W”型分布。LY12鋁合金為熱處理強化鋁合金，由于攪拌區(qū)受到攪拌針強烈機械攪拌作用，材料的應變速率增高，CuAl2（θ相）、Al2CuMg（S相）等強化相生成，從而使其硬度值增大，甚至高于母材的硬度值；熱影響區(qū)受到熱循環(huán)的作用，使得晶粒粗化，發(fā)生過時效，硬度值最低；熱機影響區(qū)受到軸肩和攪拌針的共同作用，隨著距焊縫中心距離的逐漸減小，變形程度和熱輸入量逐漸增大，從而硬度值不斷增大。

圖5 不同轉速下的剪切力Fig.5 Shear stress at different speeds

2.4 拉伸斷口分析

圖6 不同焊接時間下的剪切力Fig.6 Shear stress under different welding time

剪切拉伸后的斷裂形貌及掃描到的韌窩組織如圖8所示。焊點整體從上板脫離，焊核完整未發(fā)生破壞，為典型的塞型斷裂；斷口位于焊核與母材的交界處，斷裂處硬度值變化較大易產生應力集中，斷口較為光滑、產生較小程度的變形，斷裂方式為塑性斷裂。分別在斷裂處取3個點觀察其韌窩組織，斷口外側的韌窩組織如圖8b所示，清楚地看到斷口處存在條紋狀的圖案，可知裂紋的擴展方向垂直于載荷方向，其裂紋沿著板厚方向擴展；如圖8c和圖8d所示，韌窩組織由無到有、韌窩尺寸由小到大，其塑性逐漸增大，其結合性能越來越好，韌窩組織在斷裂中心處大小分布均勻，可知裂紋的起始點位于板材的邊界，沿著板厚方向擴展。

圖7 不同參數(shù)下的硬度值Fig.7 Hardness distribution under different parameters

圖8 剪切拉伸斷口及韌窩組織Fig.8 Shear fracture and dimple structure

3 結論

（1）針對0.6 mm厚的LY12鋁合金進行回填式攪拌摩擦點焊，焊點無明顯的變形，焊點表面整體光滑完整，焊點沒有凹陷、飛邊等缺陷，孔洞、未熔合可以通過改變焊接參數(shù)、增加材料的流動性來消除。

（2）攪拌區(qū)在加工硬化和動態(tài)回復再結晶作用下形成細小的等軸晶粒組織。熱機影響區(qū)同時受焊接產熱和力的作用，產生明顯的塑性變形，在焊點厚度方向上呈帶狀分布，寬度較窄，由于動態(tài)再結晶，形成了細小的晶粒組織。熱影響區(qū)受到摩擦熱的作用，其晶粒長大。

（3）焊點硬度呈現(xiàn)“W”型分布，剪切力隨著轉速增大先增大后減小，最大的剪切力為2.64 kN，斷裂方式為塑性斷裂，裂紋起始于邊界，沿板厚方向擴展。最佳焊接參數(shù)為：轉速2 000 r/min、下壓量0.2 mm、焊接時間3.5 s、下扎深度0.8 mm。