攪拌頭轉(zhuǎn)速對(duì)6061和7075異種鋁合金攪拌摩擦焊接頭性能的影響

劉曉超王江華

（1 河南工業(yè)和信息化職業(yè)學(xué)院，焦作 454000）

（2 四川仨川航空機(jī)械設(shè)備有限公司，成都 610500）

0 引言

鋁合金具有密度小、比強(qiáng)度高、儲(chǔ)量高等優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于航空航天、汽車等多領(lǐng)域［1］。隨著鋁合金應(yīng)用越來越廣泛，很多情況下單一鋁合金的性能已經(jīng)不能滿足實(shí)際工況需要。故異種鋁合金之間的有效連接成為了機(jī)械制造特別是航空航天材料的一大研究熱點(diǎn)。在焊接應(yīng)用方面，由于鋁合金自身的屬性當(dāng)采用常規(guī)熔化焊獲得的接頭和焊縫極易產(chǎn)生焊接變形、焊接氣孔等缺陷，焊縫成型差［2］。而近年來攪拌摩擦焊因其高效、節(jié)能、環(huán)保等優(yōu)點(diǎn)，在鋁合金焊接方面應(yīng)用頗為成功，成為了鋁合金焊接技術(shù)的一大研究方向［3］。對(duì)于異種鋁合金攪拌摩擦焊研究較少，華南理工大學(xué)的董家亮研究了7003/6060 異種鋁合金的焊接研究，其也是看好7 系與6 系鋁合金性能互補(bǔ)的優(yōu)勢(shì)，對(duì)該兩種鋁合金攪拌摩擦焊展開了研究［4］。6061-T6 鋁合金具有良好的塑性、耐腐蝕性和可焊性，但缺點(diǎn)是強(qiáng)度不高［5］；而7075 鋁合金具有較好的耐腐蝕性，且強(qiáng)度較高，但可焊性不如6061鋁合金。單一6061-T6 鋁合金和7075 鋁合金的焊接工藝研究成熟，其在航空航天、機(jī)械制造等領(lǐng)域?qū)碛袠O為廣闊的應(yīng)用前景。文獻(xiàn)［4］對(duì)兩種合金進(jìn)行了回填式攪拌摩擦點(diǎn)焊試驗(yàn)，但文章僅進(jìn)行了兩種材料的對(duì)比實(shí)驗(yàn)，未對(duì)焊接參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化；文獻(xiàn)［6］在轉(zhuǎn)速為800～1 000 r/min、焊接速度為90～110 mm/min 的條件下進(jìn)行了焊接試驗(yàn)，得出了有益的數(shù)據(jù)；而文獻(xiàn)［6-7］均表明6061-T6、7075 鋁合金分別在較高轉(zhuǎn)速下能夠獲得更好的焊接接頭。因此本文在以上研究的基礎(chǔ)上，采用攪拌摩擦焊研究更大轉(zhuǎn)速下對(duì)6061-T6 和7075 兩種異種鋁合金的焊接接頭性能，以期獲得更好的接頭性能，擬為該兩種材料的焊接研究提供一定借鑒和實(shí)驗(yàn)基礎(chǔ)。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 材料

采用的6061 鋁合金、7075 鋁合金試驗(yàn)材料選用T6 態(tài)（固溶熱處理+完全人工時(shí)效，即530 ℃保溫2 h后25°水淬火+150 ℃保溫6 h），材料尺寸規(guī)格為4 mm×100 mm×200 mm。6061和7075鋁合金兩種試驗(yàn)材料的化學(xué)成分和力學(xué)性能分別見表1和表2。

表1 6061-T6和7075鋁合金的化學(xué)成分Tab.1 Chemical composition table of 6061-T6&7075%（w）

表2 6061-T6和7075鋁合金的力學(xué)性能Tab.2 Physical properties table of 6061-T6&7075

1.2 試驗(yàn)方法

采用FSW-3LM-003型攪拌摩擦焊機(jī)。主要工作參數(shù)有：主軸轉(zhuǎn)速最大為3 000 r/min，焊接速度最大為3 000 mm/min，xyz三軸行程分別為1 000、800、300 mm。攪拌頭采用H13號(hào)模具鋼自制，軸肩直徑Φ15 mm，攪拌針大徑Φ5 mm、小徑Φ4 mm、長3.8 mm。

1.3 試驗(yàn)內(nèi)容

文獻(xiàn)［2-5］的研究結(jié)果指出：對(duì)于鋁合金攪拌摩擦焊的溫度研究表明，焊接過程中前進(jìn)側(cè)的溫度高于后退側(cè)，因7075 鋁合金的熔點(diǎn)和比熱容低于6061-T6 鋁合金，因此將6061-T6 鋁合金置于焊接前進(jìn)側(cè)，7075 鋁合金置于后退側(cè)。設(shè)計(jì)的焊接示意圖如圖1所示。

圖1 FSW焊接方向示意圖Fig.1 The diagram of FSW welding direction

參照現(xiàn)有研究成果［3-13］，并結(jié)合實(shí)驗(yàn)對(duì)象的尺寸、工況要求同時(shí)考慮實(shí)驗(yàn)參數(shù)的經(jīng)濟(jì)成本等具體情況，將焊接參數(shù)設(shè)為：下壓量為0.1 mm，傾角為2.5°，預(yù)熱時(shí)間為20 s，焊接速度為100 mm/min；攪拌頭轉(zhuǎn)速采用5 種轉(zhuǎn)速進(jìn)行測(cè)試：分別為600、800、1 000、1 200、1 500 r/min，研究攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度對(duì)該兩種異性鋁合金材料的焊縫性能影響。焊后對(duì)5 種不同轉(zhuǎn)速條件下的試板分別進(jìn)行拉伸試驗(yàn)、斷口形貌檢測(cè)、金相顯微觀察并分析試驗(yàn)結(jié)果，以確定最佳的該兩種鋁合金焊縫攪拌頭轉(zhuǎn)速值。

1.4 測(cè)試分析

按照GB2649—1989 采用線切割加工拉伸試樣，每組焊接試驗(yàn)選取2 個(gè)拉伸試樣及其子樣。拉伸試驗(yàn)采用CMT5205 微機(jī)控制電子萬能試驗(yàn)機(jī)，斷裂位置都發(fā)生在6060-T6側(cè)，拉伸結(jié)果取其平均值。

采用MH-5D 自動(dòng)轉(zhuǎn)塔式顯微硬度計(jì)，利用高分辨率成像系統(tǒng)可清晰地顯示出壓痕及樣品的金相組織，確保測(cè)量的可靠性，壓力采用50 g 負(fù)荷，負(fù)荷持續(xù)時(shí)間為10 s，測(cè)量結(jié)果采用布氏硬度（HB）為單位?？梢詼?zhǔn)確測(cè)量焊縫、熔合區(qū)、熱影響區(qū)及母材硬度，并找出硬度隨焊縫距離的變化規(guī)律。

2 結(jié)果及分析

2.1 不同轉(zhuǎn)速下的焊縫成型

攪拌摩擦焊無填充材料，本質(zhì)上是攪拌頭的高速旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生機(jī)械熱使得兩個(gè)連接件之間的固相連接，不易產(chǎn)生采用其他焊接方法常有的諸如氣孔、裂紋等缺陷，攪拌摩擦焊常產(chǎn)生的缺陷主要有飛邊、溝槽、未焊透等缺陷，而這類缺陷通常是由于工藝參數(shù)不合理所致。圖2 為轉(zhuǎn)速在600、800、1 000、1 200、1 500 r/min 條件下的焊接試樣。從試樣外觀上肉眼可以看出軸肩下壓量很小，起始位置成型較好，焊接過程的飛邊情況很小，表面皆為細(xì)密的魚鱗紋。在旋轉(zhuǎn)速度為1 200 r/min 時(shí)，焊縫成型最好，該轉(zhuǎn)速值能夠與本試驗(yàn)所設(shè)定的其他初始焊接參數(shù)配合最優(yōu)；當(dāng)轉(zhuǎn)速升至1 500 r/min 時(shí)，因熱量過高產(chǎn)生了一定飛邊。

圖2 不同轉(zhuǎn)速下的FSW表面形貌Fig.2 Appearance of FSW joints with different rotation speed

2.2 接頭拉伸結(jié)果分析

接頭拉伸試樣如圖3所示，數(shù)值列表如表3所示。

圖3 異種鋁合金FSW接頭拉伸試樣Fig.3 The tensile specimen of FSW joint of dissimilar aluminum alloy

表3 不同轉(zhuǎn)速下拉伸試驗(yàn)結(jié)果Tab.3 Tensile test results with different rotation speed

焊縫斷裂位置皆位于焊縫偏6061-T6 鋁合金一側(cè)，由表3 可知，拉伸強(qiáng)度隨著轉(zhuǎn)速的升高先增加后減小，轉(zhuǎn)速在1 200 r/min 時(shí)焊接接頭強(qiáng)度255 MPa，達(dá)到母材6061-T6 鋁合金的89.5%。由以上試驗(yàn)可以看出，在其他焊接參數(shù)不變的情況下攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度對(duì)該兩種合金焊接頭的力學(xué)性能、焊縫表面形貌都有影響，其影響規(guī)律為：轉(zhuǎn)速在1 200 r/min 以下時(shí)，接頭強(qiáng)度隨轉(zhuǎn)速升高而增加；轉(zhuǎn)速在1 200 r/min以后，接頭強(qiáng)度呈現(xiàn)下降。

從攪拌焊形成過程分析：在焊接過程中攪拌頭在旋轉(zhuǎn)的同時(shí)伸入工件的接縫中，攪拌頭與工件之間因高速旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生摩擦熱能，使得攪拌頭前的鋁合金因擠壓發(fā)生塑性變形。故攪拌摩擦焊主要依靠的是摩擦熱，所以當(dāng)轉(zhuǎn)速較低時(shí)，因產(chǎn)生的熱能較少，不足以支撐接頭處的金屬發(fā)生塑性變形形成合格焊縫；而轉(zhuǎn)速較高時(shí)，產(chǎn)生大量的摩擦熱，以及塑性變形產(chǎn)生的熱能，使得焊縫區(qū)域金屬晶粒長大，形成粗大組織，降低了焊縫的力學(xué)性能。故攪拌頭轉(zhuǎn)速對(duì)攪拌摩擦焊的焊接性能影響尤為重要，其轉(zhuǎn)速的選擇應(yīng)使得焊接接頭具有良好的力學(xué)性能。

2.3 顯微硬度結(jié)果分析

顯微硬度的檢測(cè)延垂直焊縫方向上，由焊縫中心向兩側(cè)每間隔0.5 mm 檢測(cè)一次硬度，圖4 為焊接速度為S=1 200 r/mm 時(shí)的焊縫顯微硬度圖，硬度最大值發(fā)生在焊縫中心。這是因?yàn)楹缚p中心此區(qū)域晶粒細(xì)化現(xiàn)象明顯，晶粒最為細(xì)小，焊接過程中變形的始發(fā)位置，加工硬化明顯，而焊縫中心向兩側(cè)硬度則顯著降低，這是因?yàn)轱@微硬度實(shí)驗(yàn)所取的點(diǎn)處于攪拌摩擦焊縫的焊核區(qū)，這個(gè)區(qū)域的晶粒最細(xì)小，焊接過程中的塑性變形最嚴(yán)重，因此加工硬化現(xiàn)象非常明顯，沿焊縫中心向焊縫兩側(cè)迅速下降，在離焊縫中心2.5 mm（攪拌頭半徑）左右硬度基本降至最低值，6061-T6 側(cè)降至85～93 HB，7075 側(cè)降至115～125 HB，兩側(cè)硬度值則趨于穩(wěn)定。

圖4 焊縫硬度（HB）Fig.4 Hardness of weld

2.4 斷口形貌結(jié)果分析

1 200 r/min 轉(zhuǎn)速下獲得拉伸性能最好的試樣金相斷口形貌檢測(cè)結(jié)果如圖5所示。

圖5 試件拉伸試驗(yàn)后斷口微觀形貌Fig.5 Fracture morphology of tensile specimens

可以看出，斷口形貌中所呈現(xiàn)的脆性斷裂特征較弱，韌性斷裂特征較為顯著：斷口微觀形貌中大部分區(qū)域?yàn)轫g窩區(qū)且韌窩較大；斷口形貌中平坦區(qū)域較少，韌窩較小且形狀各不相同。韌窩中有韌性斷裂顆粒，且部分顆粒斷裂，斷裂面垂直于拉伸軸，這些顆粒是焊后析出的第二相，第二相一般會(huì)沉積在韌窩的底部，仔細(xì)觀察第二相粒子可以看到明顯的撕裂棱，據(jù)此分析可知應(yīng)為第二相粒子發(fā)生了塑性變形，滑移后才產(chǎn)生了斷裂，這些微觀現(xiàn)象均表明了焊接接頭具有良好的塑性。由此可見當(dāng)轉(zhuǎn)速為1 200 r/min時(shí)焊縫的韌性較好，滿足焊接技術(shù)要求。

2.5 金相分析及討論

焊核區(qū)位于焊接接頭的中心是最接近軸肩的區(qū)域，由于攪拌摩擦焊在焊接過程中會(huì)產(chǎn)生大量的摩擦熱和因材料的塑性變形而釋放的潛熱，整個(gè)焊接接頭區(qū)域的溫度會(huì)達(dá)到材料熔點(diǎn)溫度的0.4～0.8倍，達(dá)到材料再結(jié)晶溫度，其焊核區(qū)溫度最高。

6061-T6 鋁合金和7075 鋁合金的金相組織見圖6、圖7，兩種鋁合金母材的組織均為細(xì)長板條狀組織，且6061-T6 鋁合金的組織尺寸明顯小于7075 鋁合金的母材組織尺寸，6061-T6鋁合金晶粒邊界也要相對(duì)模糊，這是因?yàn)閮煞N合金元素含量和成分差別較大，6061-T6鋁合金的耐腐蝕性更強(qiáng)導(dǎo)致。由圖可以看出兩種鋁合金的母材組織中析出了不少第二相，但是6061-T6 鋁合金的第二相大小尺寸更加均勻，這是由于7075鋁合金的合金成分更高，部分第二相容易偏聚形成較大尺寸的第二相，部分第二相尺寸維持了原狀。

圖6 6061-T6鋁合金母材金相組織Fig.6 Metallographic structure of 6061-T6 aluminum alloy

圖7 7075鋁合金母材金相組織Fig.7 TMAZ of Weld's retreating side

針對(duì)前進(jìn)側(cè)（6061-T6）和后退側(cè)（7075）的熱影響區(qū)組織進(jìn)行檢測(cè)與觀察分析，如圖8 和圖9 所示。前進(jìn)側(cè)的焊核區(qū)附近區(qū)域晶粒因受拉力沿著焊核區(qū)呈流線分布，晶粒較為粗大，與焊核區(qū)晶粒區(qū)別較大，過渡區(qū)域較窄，這也導(dǎo)致前進(jìn)側(cè)焊核區(qū)域性能較差。而后退側(cè)焊核區(qū)附近由于拉伸作用使得晶粒呈扁平塊狀且排列有序，同時(shí)相對(duì)于前進(jìn)側(cè)其過渡區(qū)較寬，這使得材料的性能會(huì)有明顯過渡，不會(huì)發(fā)生性能突降現(xiàn)象?？傮w而言從微觀上來看，前進(jìn)側(cè)熱影響區(qū)塑性流動(dòng)痕跡清晰，而后退側(cè)塑性流動(dòng)痕跡相對(duì)比較模糊，這與這兩種材料在焊接過程中的塑性流動(dòng)狀態(tài)差異有關(guān)［12-13］。前進(jìn)側(cè)因先發(fā)熱，且熱量較后退側(cè)要高，故將比熱容更大的6061-T6 鋁合金置于前進(jìn)側(cè)，7075鋁合金置于后退側(cè)，當(dāng)攪拌頭轉(zhuǎn)速達(dá)到1 200 r/min 時(shí)，焊縫塑性金屬流動(dòng)性較大，導(dǎo)致焊縫流場(chǎng)形貌發(fā)生變化。前進(jìn)側(cè)由下向上遷移的6061-T6鋁合金動(dòng)能較強(qiáng)，阻礙了從后退側(cè)遷移而來的7075 鋁合金，這就在前進(jìn)側(cè)形成了明顯的豎直分界線。而后退側(cè)7075塑性金屬流動(dòng)性較差與由前進(jìn)側(cè)遷移而來的金屬相遇發(fā)生紊流，導(dǎo)致分界線不夠清晰，呈現(xiàn)出圖9 的狀態(tài)。由上述拉伸試驗(yàn)結(jié)果可知，試驗(yàn)拉伸斷裂位置皆在6061-T6 鋁合金側(cè)，未對(duì)強(qiáng)度較大的7075 鋁合金的性能造成大幅降低，由此說明試驗(yàn)選擇將6061-T6 鋁合金置于前進(jìn)側(cè)是合理的，其選擇的焊接參數(shù)可以滿足試驗(yàn)要求。

圖8 前進(jìn)側(cè)焊縫微觀形貌TMAZ S1200Fig.8 Microstructure of forward side weld TMAZ S1200

圖9 后退側(cè)焊縫微觀形貌TMAZ S1200Fig.9 Microstructure of backward side weld TMAZ S1200

3 結(jié)論

（1）對(duì)兩種鋁合金進(jìn)行了攪拌摩擦焊試驗(yàn)設(shè)計(jì)和測(cè)試，攪拌頭采用H13號(hào)磨具鋼自制，能夠?qū)崿F(xiàn)6061-T6鋁合金和7075異種鋁合金的攪拌摩擦焊接。

（2）在下壓量為0.1 mm、傾角為2.5°、預(yù)熱時(shí)間20 s、焊接速度為100 mm/min 的實(shí)驗(yàn)參數(shù)下，對(duì)攪拌頭轉(zhuǎn)速進(jìn)行優(yōu)化，其結(jié)果表明在轉(zhuǎn)速為1 200 r/min時(shí)接頭拉伸性能最高為255 MPa，達(dá)到了6061-T6 鋁合金的89.5%。

（3）攪拌摩擦焊前進(jìn)側(cè)產(chǎn)生的熱量高于后退側(cè)，將比熱容和熔點(diǎn)高的金屬置于前進(jìn)側(cè)比較合理，可以得到較好的焊接接頭外貌和性能。