5A06 鋁合金靜止軸肩攪拌摩擦焊T 形接頭組織與性能

秦豐，張春波，周軍，烏彥全，梁武，巫瑞智

(1.哈爾濱焊接研究院有限公司，黑龍江省先進摩擦焊接技術與裝備重點實驗室，哈爾濱，150028；2.哈爾濱工程大學，超輕材料與表面技術教育部重點實驗室，哈爾濱，150001)

0 序言

鋁合金T 形接頭作為一種常用接頭形式，在建筑、船舶、軌道車輛等領域均具有大量應用，其焊接質量也備受關注.利用熔化焊焊接鋁合金T 形接頭時往往易出現(xiàn)氣孔、未熔合、未焊透、根部夾雜等缺陷.攪拌摩擦焊方法作為一種高效、優(yōu)質、綠色的固相連接工藝在焊接鋁合金時能夠有效防止熔化焊缺陷的產生，降低焊后變形量與焊后殘余應力.

目前已有研究學者利用傳統(tǒng)攪拌摩擦焊方法焊接了鋁合金T 形接頭，謝永輝等人[1]采用攪拌摩擦焊單道焊和雙道焊工藝制備鋁合金T 形接頭，研究表明雙道焊接頭拉伸性能優(yōu)于單道焊接頭的拉伸性能.方遠方等人[2]研究了焊接位置對5083 鋁合金攪拌摩擦焊T 形接頭性能的影響，通過調整焊接位置與增加預焊工序，T 形攪拌摩擦焊接頭的力學性能得以提升.Derazkola 等人[3]研究了不同焊具傾角下的Al-Mg-Si 系鋁合金T 形接頭攪拌摩擦焊材料塑性流動特征，研究表明焊具傾角越大，焊具與工件界面處的摩擦力越大，焊具后部的材料流動速度明顯增加.Kareem 等人[4]利用ABAQUS 有限元軟件對6061-T6 鋁合金T 形接頭攪拌摩擦焊過程進行了熱-力耦合模擬，結果表明焊接溫度場在T 形接頭寬度上呈對稱分布.Jesus 等人[5]研究了T 形接頭形式對5083-H111/6082-T6 攪拌摩擦焊接頭性能的影響，結果表明對接結構比搭接結構具有更好的接頭性能.利用傳統(tǒng)攪拌摩擦焊方法焊接鋁合金T 形接頭時需在底板背部穿過全厚度的底板才能與筋板相焊，這對底板較厚或背部可達性不好的全焊透T 形接頭的適用性有限.

靜止軸肩攪拌摩擦焊是基于傳統(tǒng)攪拌摩擦焊方法衍生出的新型摩擦焊接工藝，其所用焊具的軸肩與攪拌針為分體式設計，焊接時主軸帶動攪拌針轉動而軸肩不轉動，因此將軸肩設計為直角形式即可實現(xiàn)角焊縫的焊接.郝云飛等人[6]設計了靜止軸肩T 形接頭夾具并焊接了5 mm 厚2219C10S 鋁合金全焊透T 形接頭，結果表明接頭無超標缺陷存在，焊縫表面無明顯減薄；李冬曉等人[7]研究了6061-T4 鋁合金填絲靜止軸肩T 形接頭焊接工藝，發(fā)現(xiàn)在主軸轉速為1500 r/min、焊接速度為100 mm/min下可得到表面成形優(yōu)良，內部組織致密無缺陷的填絲T 形接頭.曾申波等人[8-9]對靜止軸肩T 形接頭角焊縫的三維流動特征與孔洞型缺陷進行了研究，結果發(fā)現(xiàn)前進側熱塑性材料主要以摩擦剪切為主，后退側材料主要以擠壓為主，角接靜軸肩攪拌摩擦焊容易在前進側產生孔洞或溝槽缺陷.楊海峰等人[10]研究了2A14-T4 鋁合金T 形接頭的焊縫組織與力學性能，研究表明焊核區(qū)晶粒發(fā)生了回復再結晶，晶粒尺寸明顯減小.綜上所述，目前關于5A06 鋁合金 T形接頭靜止軸肩攪拌摩擦焊工藝的相關研究較少.

以10 mm 厚5A06 鋁合金為研究對象，研究了焊接熱輸入對接頭的力學性能和斷裂特征的影響.利用金相顯微鏡、掃描電鏡(scanning electron microscope，SEM) 與 電 子 背 散 射 衍 射(electron backscattered diffraction，EBSD)技術描述并分析了焊縫內缺陷形式與產生原因，其研究為今后的工程實際應用提供技術支撐與理論依據(jù).

1 試驗方法

試板材料為Al-Mg 系防銹鋁合金5A06-H112，執(zhí)行標準GB/T 3880.1—2012《一般工業(yè)用鋁及鋁合金板、帶材》，試板尺寸為130 mm×60 mm ×10 mm，該材料抗拉強度不低于295 MPa，塑性與耐腐蝕性能優(yōu)良，母材化學成分如表1 所示.

表1 5A06-H112 鋁合金化學成分 (質量分數(shù),%)Table 1 Chemical compositions of 5A06-H112 aluminum alloy

焊接時，使用針長為6 mm 的靜止軸肩專用攪拌針，針端形貌為圓錐螺紋形式，靜止軸肩為90°直角結構，圖1 為焊具形式.

圖1 靜止軸肩與攪拌針Fig.1 Stationary shoulder and weld stirring needle

圖2 為試板固定方式.將兩塊鋁合金試板以T 字形放置在靜止軸肩角焊縫專用焊接夾具上，并用壓板剛性固定，焊接位置為平焊.為了便于試板反面的焊接，在焊接完第一道角焊縫后，打磨焊縫表面以去除焊縫首尾局部突起.翻轉試板進行反面裝配后，完成第二道角焊縫的焊接，第一道與第二道焊縫的相對焊接方向相反.

圖2 鋁合金試板固定方式Fig.2 Fixing method of aluminum alloy test plate

為研究不同熱輸入對接頭性能的影響，兩組試驗分別采用低主軸轉速匹配高焊接速度與高主軸轉速匹配低焊接速度的工藝參數(shù)，壓入量均為0.2 mm，主軸傾角均為1°，具體焊接工藝參數(shù)如表2 所示.

表2 焊接參數(shù)Table 2 Welding parameters

焊接完成后，用線切割機加工出10 mm 厚的薄片進行T 形接頭拉伸試驗.金相試樣經(jīng)打磨拋光后用keller 試劑腐蝕，在Axiovert 40 MAT 型金相顯微鏡下觀察組織形貌與缺陷特征.采用TESCAN MAIA3 型掃描電鏡進行SEM 斷口分析與EBSD分析，EBSD 分析中的加速電壓20.0 kV，樣品臺傾斜角為70°，掃描步長為0.6 μm.

2 焊縫表面成形與宏觀形貌

2.1 焊縫表面成形

圖3 為接頭1 與接頭2 的焊縫表面成形情況.從圖3 可知，在高熱輸入與低熱輸入焊接參數(shù)下均獲得了較良好的焊縫表面成形.與傳統(tǒng)攪拌摩擦焊不同，靜止軸肩焊縫表面光滑，無波紋狀紋路，幾乎無飛邊形成，母材減薄量小.由于軸肩與攪拌針之間存在間隙，焊接時被擠壓出板材的塑性鋁合金在該間隙之間充分流動，導致焊縫尾部匙孔周圍形成了環(huán)形的鋁合金薄層.同時發(fā)現(xiàn)在兩參數(shù)下的第二道焊縫(圖3b，圖3d)起始端均存在局部表面缺陷，隨著攪拌工具不斷前進缺陷消失，這是由于第一道焊縫與第二道焊縫焊接相對方向相反，接頭背側存在的匙孔影響了第二道焊縫塑性金屬的封閉.

圖3 焊縫表面成形Fig.3 Forming of weld surface.(a) first weld of joint 1;(b) second weld of joint 1;(c) first weld of joint 2;(d) second weld of joint 2

2.2 焊縫宏觀形貌

從焊縫宏觀形貌可以直觀顯示焊縫內部有無可見孔洞型缺陷的存在，以輔助驗證工藝參數(shù)選擇的正確性.圖4 為接頭1 與接頭2 的焊縫宏觀金相.從圖4 可見，兩接頭均無可見孔洞型缺陷存在，證明在試驗中的高熱輸入?yún)?shù)與低熱輸入?yún)?shù)均可保證接頭內部材料連續(xù),同時發(fā)現(xiàn)焊縫表面幾乎無母材減薄發(fā)生.

圖4 焊縫宏觀金相Fig.4 Macro metallography of welding seam.(a) joint 1;(b) joint 2

攪拌針單面焊接深度為6.1 mm，能夠確保焊縫橫向尺寸超過腹板厚度的1/2 以達到全焊透的效果，焊縫1 與2 存在約2.4 mm 的焊縫重疊區(qū).焊縫1 與焊縫2 的前進側均位于筋板一側，后退側位于底板一側；由于靜止軸肩僅與板面接觸滑動，不參與摩擦產熱，焊縫表面無軸肩影響區(qū)存在；焊核區(qū)上部分與下部分寬度均勻，有利于焊接溫度場的均勻化[11].

3 接頭力學性能與顯微組織分析

3.1 接頭拉伸性能與斷裂特征

拉伸試驗的受拉面為底板與筋板之間的連接界面.在低主軸轉速匹配高焊接速度時(接頭1)，接頭抗拉強度達到了287 MPa.而在高主軸轉速匹配低焊接速度時(接頭2)，接頭抗拉強度以上只有198 MPa.說明焊接熱輸入對5A06 鋁合金靜止軸肩T 形接頭抗拉強度影響作用明顯.

拉伸斷裂位置可以描述焊縫的最薄弱環(huán)節(jié)，圖5為接頭1 與接頭2 的拉伸斷裂位置.結果表明，在低主軸轉速匹配高焊接速度時(圖5a)，T 形接頭啟裂位置位于焊縫1 與焊縫2 的底板與筋板90°轉角處，最終裂紋貫穿焊縫1 的后退側焊核區(qū)，在筋板底部斷裂.圖6 為斷口特征.從圖6a 可見，有許多細小的韌窩坑，局部有較大韌窩，可視區(qū)域內無第二相粒子，接頭塑性較好.在高主軸轉速和低焊接速度下T 形接頭的斷裂位置發(fā)生在焊縫重疊區(qū)頂端(圖5b)，即底板與筋板接觸面的上部沿著前進側熱力影響區(qū)與焊縫交界斷裂，斷口呈V 字形，并未在拉伸時應力集中最嚴重的90°角處斷裂.拉伸斷口可分為弱結合區(qū)(圖6b)和韌斷區(qū)(圖6c)兩部分.弱結合區(qū)斷口形貌呈現(xiàn)出“橘皮”狀紋理，局部存在淺韌窩，說明該區(qū)域未發(fā)生明顯的冶金連接現(xiàn)象.而在韌斷區(qū)則發(fā)現(xiàn)斷口整體呈現(xiàn)粗大的等軸狀深韌窩特征，大韌窩周圍分布著小韌窩，并且在某些韌窩內部發(fā)現(xiàn)了第二相粒子，表明該區(qū)域在拉伸過程中為韌性斷裂.由此可以得知，焊接熱輸入的不同可以明顯改變鋁合金靜止軸肩T 形接頭的拉伸斷裂位置與斷裂特征.

圖5 拉伸斷裂位置Fig.5 Tensile fracture position.(a) joint 1;(b) joint 2

圖6 拉伸試樣的斷口形貌Fig.6 Fracture morphology of tensile samples.(a) joint 1;(b) weak bonding area of joint 2;(c) ductile fracture zone of joint 2

3.2 焊縫微觀組織分析

為研究拉伸斷裂處焊縫組織特征，對焊縫抗拉強度較低的接頭進行金相觀察，觀察位置為焊縫重疊區(qū)上部.圖7 為焊縫重疊區(qū)上部微觀形貌.在接頭1 試樣無可見缺陷存在(圖7a)，而在接頭2 試樣的焊縫重疊區(qū)與母材交界處存在連續(xù)的弱結合缺陷，缺陷位置處于焊縫重疊區(qū)邊緣以內，如圖7b 所示.

圖7 焊縫重疊區(qū)上部微觀形貌Fig.7 Microstructure of the upper part of weld overlap zone.(a) joint 1;(b) joint 2

為研究缺陷附近晶粒分布特特征，對弱結合區(qū)域進行進一步的EBSD 分析，接頭1 與2 的歐拉圖如圖8 所示.由圖8 可知，接頭1 與2 均為細小的等軸晶組織，證明此兩組工藝參數(shù)均可提供充分的塑性變形熱使焊縫發(fā)生動態(tài)再結晶.下部晶粒由于更靠近焊核區(qū)中心，同時受攪拌針的二次攪動，與上部分相比晶粒更為細小.在接頭2 的歐拉圖中觀察到弱結合呈沿晶分布特征，說明缺陷是在動態(tài)再結晶結束后出現(xiàn).該缺陷的微觀形貌特征與“Z 形線”類似，但形成機理與之不同，“Z 形線”的形成是由于在焊接時鋁合金塑性流動不充分，母材表面破碎的Al2O3氧化膜分布偏聚所導致[12]，提高熱輸入后會消除缺陷，與試驗中高熱輸入出現(xiàn)缺陷的結果相反.

圖8 焊縫重疊區(qū)頂部與母材交界歐拉圖Fig.8 Euler map of interface between top of weld overlap zone and base metal.(a) joint 1;(b) joint 2

在焊具旋轉行進過程中，插入被焊材料的攪拌針與表面附近材料發(fā)生剪切摩擦，形成一層剪切塑性層，焊縫間隙的消除即依靠該塑形層與周圍固相材料不斷的混合攪動而完成[13].當塑性層內部剪切應變梯度較高時會導致塑形層與材料之發(fā)生滑動摩擦，引起弱結合缺陷形成.文獻[14]研究結果表明，在高焊接熱輸入下，前進側等效塑性應變梯度較大，降低熱輸入有利于梯度緩和.試驗中接頭1 在低熱輸入下剪切層塑性應變梯度較低，塑性層與臨近材料發(fā)生粘摩擦，避免了弱結合缺陷的形成.相比之下接頭2 在高焊接熱輸入下剪切層塑性應變梯度較大，塑性層與臨近材料發(fā)生滑動摩擦，導致形成弱結合缺陷.

4 結論

(1) 利用靜止軸肩攪拌摩擦焊方法采用高主軸轉速匹配低焊接速度與低主軸轉速匹配高焊接速度兩種不同的焊接工藝參數(shù)焊接5A06 鋁合金T 形全焊透角接頭.經(jīng)驗證在兩種參數(shù)下均可獲得無孔洞缺陷的焊接接頭，接頭中心存在2.4 mm 焊縫重疊區(qū),焊縫表面光滑，母材幾乎無減薄發(fā)生.

(2) 在高主軸轉速匹配低焊接速度時接頭抗拉強度較低，為198 MPa，接頭斷裂在筋板側；在低主軸轉速匹配高焊接速度時接頭抗拉強度較高，達到287 MPa，在第一道焊縫后退側焊核區(qū)啟裂，裂紋最終貫穿底板.

(3) 高主軸轉速匹配低焊接速度的工藝參數(shù)會使攪拌針與周圍材料發(fā)生滑動摩擦，導致焊縫重疊區(qū)上部與母材交界處出現(xiàn)弱結合缺陷，削弱接頭力學性能.在能夠保證焊接時材料具有充分的焊接熱進行塑性變形與動態(tài)再結晶的前提下，適當降低熱輸入可使攪拌針與周圍材料的滑動摩擦轉變?yōu)檎衬Σ粒欣谌毕莸南?