攪拌摩擦焊不等厚焊接接頭組織和性能研究

齊芃芃，田春雨，韓 旭，黃晶晶，周金旭

(遼寧忠旺集團(tuán)有限公司，遼寧 遼陽 111003)

鋁合金材料的攪拌摩擦焊(Friction Stir Welding，F(xiàn)SW)技術(shù)，作為一種固相連接方法，其接頭性能優(yōu)于傳統(tǒng)熔化焊接頭性能，且具有無熱裂紋、較小的變形及殘余應(yīng)力等特點(diǎn)[1-2]。6xxx系鋁合金是Al-Mg-Si系可熱處理強(qiáng)化鋁合金，具有良好的塑性和耐腐蝕性，廣泛應(yīng)用于航天航空、核工業(yè)、軌道交通等領(lǐng)域[3]。不等厚接頭即接頭兩側(cè)的板材厚度不一致，現(xiàn)階段早已實(shí)現(xiàn)熔化焊對不等厚接頭的焊接，船體建造過程中，不等厚板的焊接一般采用自動埋弧焊或二氧化碳?xì)怏w保護(hù)的焊接工藝[4]，但關(guān)于攪拌摩擦焊不等厚接頭焊接方面的研究卻非常少。本文以6005A-T6鋁合金為試驗(yàn)板材，不等厚接頭的厚度分別為3mm+6mm與6mm+10mm兩種情況，兩種接頭均采用不同長度的攪拌針進(jìn)行焊接，研究攪拌針長度對不等厚接頭力學(xué)性能、內(nèi)部組織以及斷裂形式的影響。

1 試驗(yàn)材料與方法

焊接材料采用6005A-T6鋁合金板材，板材厚度分別為3mm、6mm、10mm；其化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)為，Si 0.5～0.9，F(xiàn)e 0.35，Cu 0.3，Mn 0.5，Mg 0.4～0.7，Cr 0.3，Zn 0.2，Ti 0.1，Al余量。母材力學(xué)性能見表1。

表1 母材力學(xué)性能

在焊接過程中接頭兩側(cè)板材厚度為3mm+6mm與6mm+10mm兩種，厚板放置在前進(jìn)側(cè)，接頭擺放以及焊接過程如圖1所示。攪拌針為右旋螺紋攪拌針，焊接啟動后對，旋轉(zhuǎn)的攪拌針插入板材，使板材熱塑化，形成穩(wěn)定的固相接頭，焊接完成后攪拌針拔出。攪拌針與板材厚度關(guān)系以及具體焊接參數(shù)見表2。

圖1 焊接過程圖

表2 焊接參數(shù)

垂直于焊接方向截取金相試樣，經(jīng)砂紙打磨和機(jī)械拋光后，用10%NaOH水溶液試劑腐蝕。使用蔡司光學(xué)顯微鏡觀察接頭組織形貌。拉伸試驗(yàn)時(shí)，每組測試2個試樣，取其平均值作為試驗(yàn)結(jié)果，并使用掃描電鏡觀察斷口形貌。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 表面成型

圖2是不同參數(shù)下焊縫的宏觀表面形貌，可以看出焊縫并未出現(xiàn)肉眼可見缺陷，但當(dāng)接頭規(guī)格相同時(shí)，表面成型質(zhì)量會隨攪拌針增加有所下降。

圖2 焊縫外觀形貌

2.2 拉伸性能

制備25mm×180mm的力學(xué)試樣，通過拉伸試驗(yàn)測試其最大拉力值，具體數(shù)值為，1#試樣12078.9N，2#試樣16782.2N，3#試樣19349.1N，4#試樣23530.5N，5#試樣32007.8N，6#試樣34222.9N。可知，當(dāng)板材厚度一定時(shí)，不論攪拌針的長度是多少，焊接工藝參數(shù)相同，因此影響接頭質(zhì)量的因素只有攪拌針長度。其最大拉力值也隨著攪拌針長度的增加而增加，這是因?yàn)閿嚢枘Σ梁钢?，由于攪拌針存在一定的傾角，在焊接過程中會使接頭產(chǎn)生一定的減薄，因此，接頭的有效厚度基本等于攪拌針的長度。當(dāng)攪拌針均為2.8mm時(shí)，板材厚度為6mm+10mm得到的最大拉力值大于板材厚度為3mm+6mm的最大拉力值。由于在不等厚攪拌摩擦焊中，如果攪拌針與薄板厚度相近，會造成焊核金屬流出，使內(nèi)部組織變得疏松，造成性能下降。但是當(dāng)攪拌針長度與薄板厚度存在一定差距時(shí)，即使有金屬下滲，周圍的金屬對下滲金屬有較好的保護(hù)作用，不僅不會影響焊核的致密性，還會增大有效連接面積，提升承力能力。因此在應(yīng)用中，通過增大薄板厚度來提高接頭的承力能力具有可行性、實(shí)用性。

2.3 斷口形貌

試樣的斷裂位置如圖3所示。包括兩種斷裂位置，其中，2#和6#試樣斷裂在薄板熱機(jī)影響區(qū)(圖5(b)(f))。其中2#板材為3mm+6mm攪拌針長度為2.8mm，6#板材為6mm+10mm，攪拌針長度為5.8mm，其余試樣均斷裂在焊縫中心。這是因?yàn)閿嗔言诤缚p中心的試樣在接頭底部存在一定的未焊透缺陷，且未焊透缺陷與S線連接，因?yàn)镾線導(dǎo)致沒有形成冶金結(jié)合[5]，在拉伸過程中，由于根部存在未焊透缺陷，缺陷端部為裂紋源，受拉應(yīng)力作用裂紋迅速擴(kuò)展，試樣存在S線缺陷的接頭斷口平滑，韌窩數(shù)量相對較少，降低了接頭的塑性變形能力[6]，接頭幾乎在未發(fā)生塑性變形的情況下沿晶界斷裂，塑性變形較弱[7]。試樣斷口形貌如圖4所示。

圖3 斷裂試樣示意圖貌

圖4 焊接接頭斷口形貌

由圖4可知，各試樣中均存在一定大小的撕裂棱，屬準(zhǔn)解理斷裂特征。其中，1#試樣與2#試樣接頭形式均為3mm+6mm，3#試樣、4#試樣、5#試樣、6#試樣接頭形式均為6mm+10mm。對比可知，當(dāng)接頭規(guī)格固定時(shí)，隨著攪拌針針長的增加，撕裂棱的大小有減小的趨勢。同時(shí)，由區(qū)域?qū)?yīng)的高倍斷口形貌可見，斷口分布著大量韌窩，屬韌性斷裂模式。接頭整體斷裂模式為韌-脆混合型斷裂[8]。

2.4 接頭組織

各參數(shù)下焊縫的宏觀金相組織如圖5所示，各個接頭未出現(xiàn)孔洞等缺陷。但當(dāng)攪拌針與薄板厚度差在1mm及1mm以內(nèi)時(shí)，接頭底部都出現(xiàn)了一定的變形，主要表現(xiàn)為金屬下滲以及支撐金屬變形。當(dāng)攪拌針長度與薄板厚度相差0.2mm時(shí)(2#試樣與6#試樣)，兩種規(guī)格的不等厚接頭都形成了無缺陷的焊接接頭;當(dāng)攪拌針長度逐漸減小時(shí)，接頭背部出現(xiàn)未焊透缺陷，并且隨著攪拌針的減小而增大。典型接頭不同區(qū)域組織形貌如圖6所示。

圖5 宏觀金相圖片

(a) 6005A母材 (b) 熱影響區(qū)與熱機(jī)影響區(qū) (c) 焊核區(qū)

圖6(a)為6005A母材組織，由圖可知母材(Base Metal，BM)的組織為典型的擠壓態(tài)組織；圖6(b)為熱影響區(qū)與熱機(jī)影響區(qū)組織，由于熱影響區(qū)(Heat Affected Zone，HAZ)只受熱作用，擠壓組織消失，取而代之的是粗大的晶粒；熱機(jī)械影響區(qū)(Thermo-Mechanically Affected Zone，TMAZ)受到塑性金屬流動時(shí)產(chǎn)生的沖擊力和熱的雙重作用，表現(xiàn)出的是畸變的組織，晶粒被拉長，且具有一定的方向性[9]。圖6(c)為焊核區(qū)(Nugget Zone，NZ)由細(xì)小的等軸晶組成，同時(shí)存在大量細(xì)小、彌散分布的強(qiáng)化相，這是因?yàn)楹负藚^(qū)金屬受到攪拌針的劇烈攪拌作用而發(fā)生塑性變形，同時(shí)在摩擦熱的作用下發(fā)生再結(jié)晶[10]。

3 結(jié)論

(1)板厚固定時(shí)，拉伸最大力會隨著攪拌針長度增加而增加，當(dāng)攪拌針與薄板匹配時(shí)承力效果最好。當(dāng)攪拌針均為2.8mm時(shí)，板材厚度為6mm+10mm的最大拉力值大于板材厚度為3mm+6mm的。

(2)接頭斷口均存在一定大小的撕裂棱，屬準(zhǔn)解理斷裂特征。同時(shí)斷口分布著大量韌窩，屬韌性斷裂特征，因此接頭整體斷裂模式為韌-脆混合型斷裂。并且當(dāng)接頭規(guī)格一定時(shí)，隨著攪拌針的增加，撕裂棱的大小有減小的趨勢。

(3)當(dāng)攪拌針長度與板材相差較大時(shí)，不等厚接頭均出現(xiàn)未焊透缺陷，當(dāng)攪拌針逐漸增長，直至與薄板相差0.2mm才得到無缺陷的焊接接頭。同時(shí)當(dāng)攪拌針與薄板厚度差≤1mm時(shí)，接頭底部均出現(xiàn)金屬下滲以及支撐金屬變形的情況。

(4)接頭組織焊核區(qū)組織發(fā)生再結(jié)晶，呈現(xiàn)細(xì)小的等軸晶，熱機(jī)影響區(qū)組織受熱循環(huán)與機(jī)械作用共同作用，導(dǎo)致晶粒被拉長，熱影響區(qū)組織只受到熱循環(huán)作用，晶粒照母材組織略有長大。