高強(qiáng)鋁合金可變轉(zhuǎn)速回填式攪拌摩擦點(diǎn)焊溫度場(chǎng)及接頭組織性能調(diào)控

趙運(yùn)強(qiáng)，趙宇佳，劉喆，林志成,2，董春林，鄧軍

(1.廣東省科學(xué)院中烏焊接研究所，廣東省現(xiàn)代焊接重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,廣州，510651；2.廣東省機(jī)器人數(shù)字化智能制造技術(shù)企業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,廣州，510535)

0 序言

為滿足輕量化及高可靠性的設(shè)計(jì)需求，具有高比強(qiáng)度的7xxx 系(Al-Zn-Mg-Cu)高強(qiáng)鋁合金被廣泛應(yīng)用于飛機(jī)蒙皮、桁條等零部件的制造[1-2].上述構(gòu)件通常采用電阻點(diǎn)焊及鉚接等傳統(tǒng)工藝方法.然而，電阻點(diǎn)焊在焊接鋁合金時(shí)易產(chǎn)生裂紋和氣孔等缺陷.鉚接會(huì)增加結(jié)構(gòu)自重，也易產(chǎn)生間隙腐蝕.回填式攪拌摩擦點(diǎn)焊(refill friction stir spot welding,RFSSW)是一種新型的固相點(diǎn)焊技術(shù)，該方法可通過(guò)攪拌頭的旋轉(zhuǎn)以及各部件的上下往復(fù)運(yùn)動(dòng)使焊點(diǎn)金屬塑化，并同時(shí)進(jìn)行金屬的擠出和回填，最終實(shí)現(xiàn)冶金結(jié)合[3-4].該方法可有效避免電阻點(diǎn)焊所引起的焊接缺陷.同時(shí)，由于不需要填充材料，利于實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)的輕量化.此外，與傳統(tǒng)直插式攪拌摩擦點(diǎn)焊相比，RFSSW 可對(duì)匙孔進(jìn)行回填，增加焊點(diǎn)面積，提高接頭承載能力[5-6].基于此，RFSSW 有望成為飛機(jī)制造新一代主導(dǎo)連接技術(shù)之一.

然而，由于Al-Zn-Mg-Cu 體系共晶點(diǎn)較低，在RFSSW 過(guò)程中會(huì)發(fā)生組分液化，并形成共晶組織，甚至產(chǎn)生液化裂紋，這將嚴(yán)重降低接頭的力學(xué)性能[7].然而，常規(guī)RFSSW 方法采用恒定的攪拌頭轉(zhuǎn)速，在攪拌套扎入階段為了使材料快速塑化攪拌頭轉(zhuǎn)速相對(duì)較高，導(dǎo)致后續(xù)回填階段熱輸入過(guò)高，難以有效抑制組分液化的發(fā)生.

針對(duì)上述問(wèn)題，研究中發(fā)明了可變轉(zhuǎn)速回填式攪拌摩擦點(diǎn)焊(variable rotation speed-refill friction stir spot welding,V-RFSSW)新方法.該方法通過(guò)在在扎入階段采用較高轉(zhuǎn)速使材料快速塑化以保障焊點(diǎn)成形，后續(xù)回填階段通過(guò)降低轉(zhuǎn)速控制焊接熱輸入，以達(dá)到抑制組分液化，增加焊點(diǎn)材料強(qiáng)度，提升接頭承載能力的目的.文中針對(duì)7B04-T74 鋁合金開展V-RFSSW 有限元數(shù)值仿真及焊接工藝試驗(yàn)，通過(guò)對(duì)焊接溫度場(chǎng)及接頭組織性能的研究，揭示V-RFSSW 新方法對(duì)焊接熱輸入及接頭組織性能的調(diào)控機(jī)制.

1 有限元模型的建立

1.1 幾何模型及網(wǎng)格劃分

將工件設(shè)為兩塊75 mm×75 mm×1.9 mm 板材搭接組成，搭接面積為75 mm×30 mm (圖1).為了避免接觸不穩(wěn)定等問(wèn)題，搭接界面被忽略.采用尺寸疏密過(guò)渡的四面體網(wǎng)格對(duì)模型進(jìn)行劃分.在攪拌頭下方的焊接區(qū)域工件網(wǎng)格邊長(zhǎng)為0.5 mm，焊接區(qū)以外網(wǎng)格邊長(zhǎng)由1 mm 向3 mm 過(guò)渡.攪拌針、攪拌套、壓緊環(huán)以及墊板的網(wǎng)格邊長(zhǎng)設(shè)置為0.8 mm.

圖1 V-RFSSW 幾何模型Fig.1 Geometric model of V-RFSSW

1.2 材料本構(gòu)及摩擦產(chǎn)熱模型

7B04 鋁合金本構(gòu)模型可以用Arrhenius 方程進(jìn)行描述，真實(shí)應(yīng)力σ、溫度T以及應(yīng)變速率ε之間的關(guān)系可表述為

式中：A為結(jié)構(gòu)因子，為1.15×1017；α為應(yīng)力水平參數(shù)，為0.008 82；n為應(yīng)力指數(shù)，為6.334 6；Q為熱變形激活能，為228 620 J/mol；R為氣體常數(shù)，為8.314 J/(mol·K)[8].此外，不同溫度熱導(dǎo)率、換熱系數(shù)等參數(shù)取值參照文獻(xiàn)[8].采用剪切摩擦模型描述焊具與被焊板材之間的摩擦行為，摩擦力f可表示為

式中：m為剪切摩擦因子；τ為材料剪切屈服應(yīng)力.根據(jù)文獻(xiàn)[8]，當(dāng)溫度低于475 ℃時(shí)，m=0.32保持恒定；當(dāng)溫度高于475 ℃時(shí)，7B04 鋁合金沉淀相開始局部熔化，m呈線性下降；當(dāng)材料溫度升至532 ℃時(shí)，材料整體開始熔化，此時(shí)m降至0.

采用此模型對(duì)攪拌頭扎入階段轉(zhuǎn)速ω1=1 500 r/min、攪拌頭回填階段轉(zhuǎn)速ω2=1 000 r/min 的VRFSSW 進(jìn)行三維熱-流耦合數(shù)值仿真，并與試驗(yàn)測(cè)溫結(jié)果進(jìn)行對(duì)比.圖2為距焊點(diǎn)中心6 mm 且距離上表面1 mm 處焊接熱循環(huán)模擬與實(shí)際測(cè)量的熱循環(huán)曲線對(duì)比.結(jié)果表明，二者吻合良好，表明所建立的模型具有較好的預(yù)測(cè)精度.

圖2 焊接熱循環(huán)仿真與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.2 Comparison of welding thermal cycle simulation and measurement results

2 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)采用2 mm 厚7B04-T74 鋁合金作為母材，其化學(xué)成分及力學(xué)性能如表1 所示.試驗(yàn)采用航天工程裝備(蘇州) 有限公司生產(chǎn)的FSSW-04C 型回填式攪拌摩擦點(diǎn)焊設(shè)備.攪拌頭由攪拌針、攪拌套、壓緊環(huán)三者間隙裝配組成,其中攪拌針、攪拌套、壓緊環(huán)外徑分別為5.2，9.0 和18.0 mm.采用RFSSW 與V-RFSSW 對(duì)比的方式進(jìn)行試驗(yàn)研究.首先，固定兩種焊接方法的攪拌套扎入深度(2.5 mm)及焊接時(shí)間(5 s)相同.其中，RFSSW 攪拌頭轉(zhuǎn)速ω1=ω2=1 500 r/min.相應(yīng)的V-RFSSW 攪拌頭扎入階段轉(zhuǎn)速ω1=1 500 r/min，而攪拌頭回填階段轉(zhuǎn)速降低至ω2=1 000 r/min.為了更充分的對(duì)比V-RFSSW 的效果，采用與VRFSSW 的平均轉(zhuǎn)速相同的RFSSW 試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比，即ω=1/2(ω1+ω2).此時(shí)選取的RFSSW 工藝參數(shù)為ω1=ω2=1 250 r/min.具體工藝參數(shù)如表2所示.

表1 7B04-T74 鋁合金的化學(xué)成分和力學(xué)性能Table 1 Chemical compositions and mechanical properties of 7B04-T74 aluminum alloy

表2 工藝參數(shù)Table 2 Welding parameters

3 結(jié)果與討論

3.1 溫度場(chǎng)及熱循環(huán)

圖3 為ω1=1 500 r/min，ω2=1 000 r/min 時(shí)VRFSSW 接頭不同時(shí)刻的溫度場(chǎng)分布特征.溫度場(chǎng)圍繞攪拌頭軸線呈圓形對(duì)稱分布.在下扎階段初期，被攪拌頭加熱的塑性金屬向上流入攪拌套的空腔內(nèi)，導(dǎo)致高溫區(qū)域集中在此處，此時(shí)攪拌套內(nèi)塑形金屬溫度趨于一致.隨著焊接的進(jìn)行，空腔內(nèi)材料溫度逐漸升高，且由于底部散熱條件較差，高溫區(qū)域集中在空腔底部，在縱向上呈現(xiàn)明顯的溫度梯度.隨著焊接進(jìn)入回填階段，由于轉(zhuǎn)速降低，空腔內(nèi)溫度有所下降.

圖3 不同時(shí)刻V-RFSSW 接頭上表面及橫截面的溫度分布Fig.3 Temperature distributions of the top surface and cross-section of the joints at different time for V-RFSSW.(a) t =1 s (the top surface); (b) t=2.5 s (the top surface); (c) t=4 s (the top surface); (d) t=1 s (cross-section); (e) t =2.5 s (cross-section); (f) t=4 s (cross-section)

為了揭示V-RFSSW 方法焊接熱循環(huán)特征及降低焊接熱輸入的效果，采用焊接結(jié)束時(shí)焊點(diǎn)中軸線上距離上表面1 mm 的特征點(diǎn)，其熱循環(huán)來(lái)代表RFSSW 及V-RFSSW 攪拌區(qū)熱循環(huán)，結(jié)果如圖4所示.對(duì)于RFSSW，當(dāng)ω1=ω2=1 500 r/min 時(shí)，攪拌區(qū)焊接熱循環(huán)曲線呈現(xiàn)為先升高后下降的趨勢(shì)，峰值溫度出現(xiàn)在下扎階段t=3 s 時(shí)，達(dá)到522 ℃.對(duì)于7B04 鋁合金，當(dāng)溫度超過(guò)475 ℃時(shí)材料開始發(fā)生組分液化[9]，因此，研究中把溫度超過(guò)此溫度的時(shí)間定義為高溫停留時(shí)間(th)，此時(shí)th=1.6 s.對(duì)于V-RFSSW，在扎入階段攪拌區(qū)升溫速率幾乎相同.由于回填階段轉(zhuǎn)速ω2由1 500 r/min降為1 000 r/min，導(dǎo)致熱循環(huán)曲線發(fā)生陡降，峰值溫度在焊接扎入階段結(jié)束時(shí)刻，即t=2.5 s 時(shí)出現(xiàn)，峰值溫度493 ℃，相應(yīng)的高溫停留時(shí)間th=1.6 s.可見(jiàn)，VRFSSW 通過(guò)降低回填階段的攪拌頭轉(zhuǎn)速可明顯抑制焊接熱輸入，降低攪拌區(qū)峰值溫度及高溫停留時(shí)間.雖然對(duì)于以上兩種方法在扎入階段完全相同，但是由于回填階段轉(zhuǎn)速不同，必然對(duì)攪拌區(qū)材料流動(dòng)造成了影響.而研究中針對(duì)兩種方法選取的攪拌區(qū)熱循環(huán)特征點(diǎn)是焊點(diǎn)成形以后的相同位置點(diǎn)，由于之前經(jīng)歷的材料流動(dòng)行為的差異導(dǎo)致了扎入階段熱循環(huán)曲線有所差異.

圖4 RFSSW 與V-RFSSW 攪拌區(qū)熱循環(huán)曲線Fig.4 Thermal recycles of RFSSW and V-RFSSW

將V-RFSSW 與平均轉(zhuǎn)速相同的RFSSW相對(duì)比，此時(shí)RFSSW 工藝參數(shù)為ω1=ω2=1 250 r/min.結(jié)果表明，此參數(shù)下焊接扎入階段升溫速率明顯下降，攪拌區(qū)峰值溫度Tmax=475 ℃，高溫停留時(shí)間th=0.可見(jiàn)，V-RFSSW 對(duì)比于平均轉(zhuǎn)速相同的RFSSW，并未降低焊接熱輸入.

3.2 焊點(diǎn)成形及接頭微觀組織特征

圖5 為不同焊接方法下焊點(diǎn)橫截面宏觀形貌.對(duì)于RFSSW，當(dāng)ω1=ω2=1 500 r/min 時(shí)，可以獲得良好的焊點(diǎn)成形(圖5a).將攪拌套直接作用區(qū)定義為攪拌區(qū)，此區(qū)域?yàn)楹更c(diǎn)的主要承載區(qū)域.緊鄰攪拌區(qū)材料受到攪拌區(qū)內(nèi)劇烈流動(dòng)塑性材料的剪切作用，也發(fā)生了一定程度的塑性變形，可定義為熱力影響區(qū).與熱力影響區(qū)相鄰，只受到焊接熱作用的區(qū)域定義為熱影響區(qū).對(duì)于V-RFSSW，降低回填階段轉(zhuǎn)速ω2至1 000 r/min，仍可獲得較好的焊點(diǎn)成形(圖5b).然而，與V-RFSSW 平均轉(zhuǎn)速相同RFSSW，即ω1=ω2=1 250 rpm 時(shí)，在焊點(diǎn)上表面出現(xiàn)明顯的環(huán)溝槽缺陷(圖5c)，這將顯著降低焊點(diǎn)上板的承載厚度，導(dǎo)致承載能力的下降.這是由于當(dāng)扎入階段轉(zhuǎn)速較低時(shí)，焊接產(chǎn)熱不足以使被焊材料發(fā)生充分的塑化，無(wú)法全部進(jìn)入攪拌套的空腔內(nèi)，在回填階段塑性材料不足以填滿整個(gè)焊點(diǎn)，導(dǎo)致缺陷的生成.V-RFSSW 方法既可以通過(guò)較高的扎入階段轉(zhuǎn)速保證焊點(diǎn)成形，又可以通過(guò)降低回填階段轉(zhuǎn)速抑制焊接熱輸入，降低峰值溫度及高溫停留時(shí)間.

圖5 RFSSW 和V-RFSSW 焊點(diǎn)橫截面Fig.5 Cross sections of RFSSW and V-RFSSW joints.(a) ω1=ω2=1 500 r/min; (b) ω1=1 500 r/min, ω2= 1 000 r/min; (c) ω1=ω2=1 250 r/min

圖6 為RFSSW 和V-RFSSW 攪拌區(qū)微觀組織形貌.如圖6a 和圖6b 所示，兩種焊接方法下攪拌區(qū)內(nèi)均呈現(xiàn)細(xì)小的等軸晶，這是由于鋁合金在高溫及大塑性變形下發(fā)生了動(dòng)態(tài)再結(jié)晶[10].在RFSSW攪拌區(qū)內(nèi)發(fā)現(xiàn)了大量的黑色條帶狀組織，如圖6a箭頭所示.通過(guò)掃描電子顯微鏡(scanning electron microscope，SEM) 對(duì)該組織進(jìn)行放大觀察(圖6c)，可以判斷其為聚集在晶界附近的共晶組織.經(jīng)能譜儀(energy dispersive spectrometer，EDS)分析，發(fā)現(xiàn)相對(duì)母材晶界共晶組織內(nèi)Zn，Cu 等合金元素發(fā)生了富集，如圖6d 所示.這說(shuō)明RFSSW 過(guò)程中7B04鋁合金沉淀相在晶界處發(fā)生了組分液化并形成局部液相，在隨后的冷卻過(guò)程中液相來(lái)不及向基體內(nèi)擴(kuò)散，并在晶界處發(fā)生了liquid→α-Al+S(Al2CuMg) +η(MgZn2)等三元共晶反應(yīng)[11].而V-RFSSW 攪拌區(qū)內(nèi)并未發(fā)現(xiàn)明顯的黑色條帶組織，說(shuō)明采用該方法成功抑制了組分液化的發(fā)生.值得注意的是，雖然V-RFSSW 攪拌區(qū)峰值溫度超過(guò)了組分液化的起始溫度(475 ℃)，但由于高溫停留時(shí)間較短，不足以生成足夠的液相來(lái)形成共晶組織.

圖6 RFSSW 和V-RFSSW 接頭攪拌區(qū)微觀組織Fig.6 Microstructures in stir zones of RFSSW and VRFSSW joints.(a) ω1=ω2=1 500 r/min; (b) ω1 =1 500 r/min, ω2=1 000 r/min; (c) SEM magnification of black strip microstructure in Fig.6a; (d)EDS results of eutectic phase

3.3 接頭的力學(xué)性能

對(duì)不同焊接方法接頭橫截面顯微硬度分布進(jìn)行了測(cè)試，結(jié)果如圖7 所示.不同焊接方法下，接頭的顯微硬度分布曲線均呈“W”形.對(duì)于RFSSW，當(dāng)ω1=ω2=1 500 r/min 時(shí)，攪拌區(qū)范圍較大，但平均硬度較低.V-RFSSW 通過(guò)降低回填階段攪拌頭轉(zhuǎn)速可抑制焊接熱輸入，此時(shí)攪拌區(qū)范圍有所收窄，平均顯微硬度有所增加.對(duì)于平均轉(zhuǎn)速相同的RFSSW，由數(shù)值仿真結(jié)果可知，此時(shí)焊接熱輸入最低，相應(yīng)的攪拌區(qū)范圍最窄，平均硬度值最高.

圖7 RFSSW 和V-RFSSW 接頭的橫截面顯微硬度分布Fig.7 Hardness distributions in the cross-sections of RFSSW and V-RFSSW joints

不同接頭拉剪失效載荷及斷裂接頭橫截面如圖8 所示.不同方法所獲得的接頭均以“紐扣”形式發(fā)生斷裂，裂紋的萌生和擴(kuò)展均發(fā)生在攪拌區(qū)，這說(shuō)明攪拌區(qū)為接頭承載的主要區(qū)域.當(dāng)ω1=ω2=1 500 r/min 時(shí)，RFSSW 接頭平均拉剪失效載荷為8 162 N.而V-RFSSW 接頭(ω1=1 500 r/min，ω2=1 000 r/min)拉剪失效載荷顯著提高，達(dá)到8 835 N.這主要由于V-RFSSW 通過(guò)降低了焊接熱輸入，提高了攪拌區(qū)材料強(qiáng)度的同時(shí)，抑制了該區(qū)域的組分液化，避免了脆硬的共晶組織生成，對(duì)裂紋的萌生及擴(kuò)展起到了較好的抑制作用.雖然在ω1=ω2=1 250 r/min 下RFSSW 接頭攪拌區(qū)的顯微硬度較高，同時(shí)也無(wú)共晶組織生成，但焊點(diǎn)表面出現(xiàn)了環(huán)溝槽缺陷，導(dǎo)致接頭的力學(xué)性能較低.

圖8 RFSSW 和V-RFSSW 接頭的拉剪性能Fig.8 Tensile shear property of RFSSW and V-RFSSW joints

4 結(jié)論

(1) 針對(duì)2 mm 厚的7B04-T74 鋁合金，采用可變轉(zhuǎn)速回填式攪拌摩擦點(diǎn)焊進(jìn)行數(shù)值模擬分析及試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，V-RFSSW 溫度場(chǎng)圍繞攪拌頭軸線呈圓形對(duì)稱分布.焊點(diǎn)高溫區(qū)域集中在攪拌套空腔內(nèi)部.與扎入階段轉(zhuǎn)速相同的常規(guī)RFSSW 相比，V-RFSSW 新方法通過(guò)降低回填階段攪拌頭轉(zhuǎn)速可顯著降低焊接峰值溫度及高溫停留時(shí)間.

(2) V-RFSSW 新方法既可在扎入階段使材料充分塑化以保證焊點(diǎn)成形，又可以通過(guò)降低焊接熱輸入抑制組分液化的發(fā)生，避免共晶相的生成.

(3) V-RFSSW 與常規(guī)RFSSW 接頭顯微硬度均呈“W”形分布，且扎入階段轉(zhuǎn)速相同的情況下VRFSSW 接頭攪拌區(qū)的平均硬度值較高.在拉剪載荷下均以“紐扣”形式發(fā)生斷裂，其中V-RFSSW接頭拉剪失效載荷為8 835 N，高于RFSSW 接頭的8 162 N.