AA6056 雙軸肩攪拌摩擦焊接頭非均勻性分析

溫泉，李文亞，吳雪猛，任壽偉，趙靜

(1.國營四達(dá)機(jī)械制造公司,咸陽,712203；2.西北工業(yè)大學(xué)，陜西省摩擦焊工程技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,西安,710072)

0 序言

攪拌摩擦焊接(friction stir welding，F(xiàn)SW)是一種新型固相連接技術(shù)[1-2]，通過力和摩擦熱的強(qiáng)烈耦合作用實(shí)現(xiàn)金屬連接，被焊接的板材背部剛性支撐必不可少，限制了FSW 技術(shù)在火箭燃料貯箱及中空擠壓型材中的應(yīng)用.雙軸肩攪拌摩擦焊(bobbin tool friction stir welding，BT-FSW)是基于FSW 研發(fā)的能夠?qū)崿F(xiàn)自支撐的焊接技術(shù)[3].BT-FSW 攪拌頭的下軸肩取代了FSW 的背部剛性支撐板，從而實(shí)現(xiàn)了空間復(fù)雜曲面及空間無支持結(jié)構(gòu)的焊接，促使其在航空航天和高速列車上的廣泛應(yīng)用.

與FSW 類似，BT-FSW 過程涉及復(fù)雜冶金和剪切塑性變形，導(dǎo)致焊縫典型特征區(qū)的顯微組織呈非均勻性分布.Wen 等人[4]發(fā)現(xiàn)2219 鋁合金B(yǎng)TFSW 接頭攪拌區(qū)(stir zone,SZ)為動(dòng)態(tài)細(xì)小等軸晶組織，熱力影響區(qū)(thermo-mechanically affected zone,TMAZ)受剪切擠壓作用顯微組織發(fā)生變形，熱影響區(qū)(heat affected zone,HAZ)組織發(fā)生明顯粗化.Wang 等人[5]分析了各特征區(qū)的第二相尺寸分布特征，發(fā)現(xiàn)攪拌區(qū)第二相呈彌散態(tài)分布且尺寸最小，焊接接頭各特征區(qū)微觀組織非均勻性導(dǎo)致力學(xué)性能非線性變化；王磊等人[6]分析表明接頭SZ的疲勞裂紋擴(kuò)展速率要低于接頭HAZ，主要?dú)w因于SZ 的細(xì)小晶粒和殘余壓應(yīng)力共同作用.盡管如此，關(guān)于BT-FSW 接頭局部特征區(qū)與整體接頭性能的相關(guān)性研究仍較為匱乏，此外，BT-FSW 的攪拌頭結(jié)構(gòu)促使接頭SZ 厚度方向組織均勻性優(yōu)于常規(guī)FSW 且對(duì)稱性較好，然而，在水平方向由于攪拌頭旋轉(zhuǎn)方向與焊接方向相互作用導(dǎo)致其存在差異；劉西暢等人[7]發(fā)現(xiàn)SZ 的前進(jìn)側(cè)(advancing side,AS)材料作為剪切層內(nèi)側(cè)材料，繞攪拌針旋轉(zhuǎn)后大部分沉積于攪拌頭后方前進(jìn)側(cè)區(qū)域，而后退側(cè)材料僅受到剪切層內(nèi)側(cè)材料的帶動(dòng)，進(jìn)而被旋推至后方沉積，即材料流動(dòng)存在顯著差異.這勢必導(dǎo)致SZ 內(nèi)水平方向顯微組織存在不均勻性，但目前未見相關(guān)報(bào)道.

鑒于此，文中著重分析了BT-FSW 接頭SZ 內(nèi)水平方向微觀組織形貌，揭示了SZ 水平方向組織演變規(guī)律，并結(jié)合數(shù)值模擬手段探究了SZ 應(yīng)變分布狀態(tài)，闡明了接頭特征區(qū)局部與整體的性能相關(guān)性，為深入研究BT-FSW 工藝機(jī)制提供理論支撐.

1 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)所使用的材料為AA6056 鋁合金，熱處理狀態(tài)為T4，尺寸為250 mm × 90 mm × 4 mm，AA6056-T4 鋁合金的化學(xué)成分見表1[8]，攪拌頭為分體式如圖1 所示.攪拌針由耐熱鈷基合金鋼MP159 制成，其在高溫下具有良好的強(qiáng)度和塑性，攪拌針的直徑為?7 mm，表面具有凹槽特征，上下軸肩直徑為?15 mm，下軸肩端面上加工有漸開線，且由MP159 工具鋼制成，上下軸肩的間隙尺寸采用力控制.選取的旋轉(zhuǎn)速度為400 r/min，焊接速度為240 mm/min，軸肩間隙力為5 000 N.焊接結(jié)束后，采用3D 激光顯微鏡(VK-9700)分析焊縫表面弧紋特征，采用3D 超景深顯微鏡(Keyence VHX-6000)分析焊縫表面飛邊形貌特征，采用配有電子背部衍射(electron backscatter diffraction,EBSD)系統(tǒng)的FEI Quanta 650 FEG-SEM 型掃描電子顯微鏡對(duì)振動(dòng)拋光后的試樣進(jìn)行EBSD 分析，使用Durascan70G5 型維氏硬度計(jì)沿接頭橫截面測量顯微硬度，相鄰測試硬度點(diǎn)之間的距離為0.3 mm，加載載荷為200 g，停留時(shí)間為10 s，采用數(shù)字圖像散斑相關(guān)法(digital image correlation,DIC)記錄拉伸過程中接頭各區(qū)域變形特征.

圖1 攪拌頭形貌Fig.1 Morphology of the tool.(a) assembly drawing;(b)breakdown drawing

表1 AA6056-T4 鋁合金化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)Table 1 Chemical compositions of AA6056-T4 aluminum alloy

2 結(jié)果與討論

2.1 宏觀形貌

接頭表面形貌如圖2 所示.焊縫表面形成弧紋特征，同時(shí)上下表面存在飛邊缺陷(圖2a，2b)，且均產(chǎn)生于后退側(cè)(retreating side,RS)位置，對(duì)比發(fā)現(xiàn)焊縫上表面飛邊尺寸小于焊縫下表面，究其原因與上下表面散熱條件有關(guān).上軸肩與焊接設(shè)備主軸相連，能夠通過接觸熱傳導(dǎo)的方式將熱量傳遞給設(shè)備，達(dá)到散熱的目的.焊縫下表面無接觸熱傳導(dǎo)，僅靠空氣對(duì)流換熱，同時(shí)由于夾具約束，有限的下表面空間面積降低了空氣與焊縫下表面的對(duì)流換熱能力.因此，焊縫下表面溫度高于上表面，進(jìn)而易產(chǎn)生較大尺寸的飛邊.圖2c 為焊縫表面弧紋特征，可以看出弧紋呈弧線型等間距分布，弧紋屬于接頭固有特征，是由旋轉(zhuǎn)軸肩與軟化金屬相互作用形成.鄧永芳等人[9]將兩弧紋的間距定義為攪拌頭焊接速度與轉(zhuǎn)速的比值，表面粗糙度分析發(fā)現(xiàn)(圖2d)，弧紋呈規(guī)律性正弦波分布，波峰與波谷間的差值約為50 μm.

圖2 接頭表面形貌Fig.2 Surface morphology of the joint.(a) upper surface;(b) lower surface;(c) arc corrugation map of the upper surface;(d) arc corrugation characterization of the line d in Fig.2c

采用歐拉-拉格朗日耦合模型對(duì)焊接過程中的應(yīng)變場進(jìn)行數(shù)值模擬，焊接穩(wěn)態(tài)階段焊縫橫截面等效塑性應(yīng)變分布云圖如圖3 所示.可以看出，等效塑性應(yīng)變僅出現(xiàn)于攪拌頭與焊板的接觸區(qū)域，軸肩產(chǎn)生的塑性應(yīng)變區(qū)直徑大于攪拌針產(chǎn)生的塑性應(yīng)變區(qū)，這是因?yàn)榕c攪拌針相比，大直徑的軸肩具有更大的切向速度，導(dǎo)致上下軸肩作用區(qū)等效塑性應(yīng)變值更高，最終接頭橫截面等效應(yīng)變呈啞鈴狀，與橫截面溫度場和焊縫橫截面宏觀形貌一致.沿焊縫中心左右兩側(cè)塑性應(yīng)變呈非對(duì)稱分布狀態(tài)，接頭前進(jìn)側(cè)(AS)的塑性應(yīng)變值高于后退側(cè)(RS)，這是因?yàn)樵诤缚pAS 攪拌頭切向速度與焊接方向相同，促使AS 材料受到劇烈剪切變形，不僅獲得更高的塑性應(yīng)變值，而且在宏觀接頭中TMAZ 和SZ 形成清晰分界線.RS 攪拌頭切向速度與焊接方向相反，導(dǎo)致塑性應(yīng)變值小且TMAZ 和SZ 分界線模糊.

圖3 接頭應(yīng)變場Fig.3 Strain distribution of the joint.(a) simulated result;(b) experimental result

2.2 微觀組織

接頭SZ 內(nèi)水平方向不同位置EBSD 晶粒形貌和晶界分布狀態(tài)如圖4 和圖5 所示，觀察到SZ 內(nèi)水平方向不同位置均為等軸晶，且晶粒尺寸接近，約為6.3 μm.在各區(qū)域發(fā)現(xiàn)部分小角度晶界正逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)榇蠼嵌染Ы?如黑色箭頭所示)，促使晶界逐漸清晰，表明SZ 內(nèi)發(fā)生了不完全動(dòng)態(tài)再結(jié)晶過程.從圖3a 的塑性應(yīng)變分布結(jié)果得出，接頭AS 的塑性變形程度比RS 更大，這與張昭等人[10]得出的結(jié)論相同.劇烈塑性變形使得位錯(cuò)大量增殖，有效增加了位錯(cuò)密度，在位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)過程中發(fā)生交滑移、纏繞和塞積，使得在動(dòng)態(tài)回復(fù)中形成亞晶界，在后續(xù)動(dòng)態(tài)再結(jié)晶過程中，亞晶界不斷吸收位錯(cuò)，同時(shí)發(fā)生扭轉(zhuǎn)和多邊化效應(yīng)，最終形成大角度晶界.因此，接頭SZ 靠近AS 位置的大角度晶界(high angle grain boundary,HAGB)比例最大為49.1%，在接頭SZ中間位置，隨著剪切塑性變形程度降低，HAGB 比例稍有下降為41.3%，靠近接頭RS，材料受到剪切塑性變形程度較弱，此時(shí)位錯(cuò)增殖速度和位錯(cuò)密度較小，同時(shí)，接頭RS 峰值溫度高于AS，較高的溫度能夠降低位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)阻力，從而促進(jìn)位錯(cuò)纏結(jié)形成位錯(cuò)胞結(jié)構(gòu)，在動(dòng)態(tài)回復(fù)階段形成大量亞晶界，而接頭RS 存在不完全動(dòng)態(tài)再結(jié)晶行為，使得亞晶界發(fā)生旋轉(zhuǎn)和吸收位錯(cuò)的能力有限，因此接頭SZ 靠近RS 位置HAGB 比例最小約為27.9%.

圖5 接頭攪拌區(qū)內(nèi)不同位置晶粒形貌和晶界分布Fig.5 EBSD microstructures and grain boundaries of different regions in the SZ of the joint.(a) grain morphology of the region A;(b) grain morphology of the region B;(c) grain morphology of the region C;(d) grain boundary of the region A;(e) grain boundary of the region B;(f) grain boundary of the region C

接頭SZ 內(nèi)水平方向不同特征區(qū)的晶粒局部取向差分布如圖6 所示，觀察到接頭SZ 的AS 和中間位置的局部取向差相近，且強(qiáng)度小于接頭RS，雖然接頭SZ 的AS 和中間位置經(jīng)歷劇烈剪切變形，產(chǎn)生大量位錯(cuò)，但后續(xù)的動(dòng)態(tài)回復(fù)過程中，位錯(cuò)通過塞積、纏繞形成位錯(cuò)胞發(fā)展為亞晶界，同時(shí)小角度晶界不斷吸收位錯(cuò)轉(zhuǎn)變?yōu)榇蠼嵌染Ы纾M(jìn)而完成動(dòng)態(tài)再結(jié)晶過程，這兩方面共同作用導(dǎo)致該區(qū)域位錯(cuò)密度降低，接頭SZ 的RS 位置存在顯著不完全動(dòng)態(tài)再結(jié)晶組織，即亞晶界在轉(zhuǎn)變?yōu)榇蠼嵌染Ы邕^程中吸收位錯(cuò)的能力有限，導(dǎo)致該區(qū)域位錯(cuò)密度較高.孟楊等人[11]指出晶粒局部取向差與位錯(cuò)密度具有正相關(guān)性，即位錯(cuò)密度越高，局部取向差值越大，因此接頭SZ 的RS 位置的局部取向差高于AS 位置和中間位置.

圖6 接頭攪拌區(qū)內(nèi)不同位置晶粒局部取向差和組織極圖Fig.6 Local misorientation distributions and {111} pole figures of different regions in the SZ of the joint.(a) the region A;(b) the region B;(c) the region C

在BT-FSW 過程中，焊縫材料受劇烈熱力耦合作用，引起組織極圖和織構(gòu)類型發(fā)生改變，常規(guī)FSW 接頭SZ 主要為單向剪切織構(gòu)，主要由攪拌頭施加給材料2 方面的剪切應(yīng)變所致，即由攪拌頭旋轉(zhuǎn)引起的與攪拌頭切向速度方向相同的剪切應(yīng)變，和焊接方向相互平行的剪切應(yīng)變.與FSW 相同，BT-FSW 接頭SZ 也為剪切織構(gòu)，且靠近RS 位置的織構(gòu)主要是單剪A 型織構(gòu)，強(qiáng)度約為7.6，而靠近AS 位置和中間位置主要為B 型織構(gòu)且伴有少量A 型剪切織構(gòu)，強(qiáng)度分別為6.0 和7.1.可以看出靠近AS 位置的織構(gòu)強(qiáng)度最小，這是因?yàn)榻宇^SZ 的AS 位置動(dòng)態(tài)再結(jié)晶程度高于中間位置和RS，進(jìn)而降低了AS 的織構(gòu)強(qiáng)度.

帶狀區(qū)(band pattern,BP)位于接頭SZ 內(nèi)靠近AS 位置(圖4)，當(dāng)采用焊接參數(shù)不合適時(shí)，該區(qū)域易出現(xiàn)孔洞缺陷，而在無孔洞缺陷接頭中，BP 區(qū)與接頭SZ 其它位置的組織襯度存在差異，即反映出不同的組織特性，鑒于此，針對(duì)BP 區(qū)進(jìn)行EBSD 組織演變分析，如圖7 所示.BP 區(qū)為細(xì)小等軸晶，晶粒尺寸為6.8 μm，BP 區(qū)局部發(fā)生不完全動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，使得小角度晶界向大角度晶界轉(zhuǎn)變，因此局部位置晶粒之間未形成清晰晶界，BP 區(qū)的HAGB 比例為34.6%，低于接頭SZ 的AS 位置和中間位置，不完全動(dòng)態(tài)再結(jié)晶導(dǎo)致動(dòng)態(tài)回復(fù)階段產(chǎn)生的大量亞晶結(jié)構(gòu)不能有效吸收位錯(cuò)，進(jìn)而限制亞晶結(jié)構(gòu)通過發(fā)生扭轉(zhuǎn)及多邊化效應(yīng)轉(zhuǎn)變?yōu)榇蠼嵌染Ы邕^程，降低了HAGB 比例.BP 區(qū)是由上下軸肩驅(qū)動(dòng)的塑性金屬在接頭AS 中間位置匯聚形成，塑性金屬在該位置相互擠壓變形，導(dǎo)致其再結(jié)晶行為中變形晶粒比例高達(dá)58.9%，高于接頭SZ 的AS 位置的22.1%和中間位置的38.3%，如圖7c 所示.由圖7d 的極圖可看出，該區(qū)域仍為剪切織構(gòu)，且主要為B 型剪切織構(gòu)并伴有少量A 型剪切織構(gòu)，織構(gòu)強(qiáng)度為10.6，高于接頭SZ 其它位置，這歸因于該位置塑性金屬較高的相互擠壓變形程度和不完全動(dòng)態(tài)再結(jié)晶行為.

圖7 接頭BP 區(qū)的EBSD 組織特征Fig.7 EBSD microstructure characteristics of the BP zone in the joint.(a) grain morphology;(b) grain boundary;(c)recrystallization behavior;(d) {110} pole figure;(e) {111} pole figure

2.3 力學(xué)性能

接頭橫截面顯微硬度云圖如圖8 所示，可以看出接頭SZ 硬度呈啞鈴狀分布，與接頭SZ 宏觀形貌相似，硬度約為92 HV0.2，從SZ 到HAZ 的硬度逐漸降低，最低硬度位于HAZ 約為63 HV0.2，同時(shí)接頭RS 的低硬度區(qū)面積大于AS，這與接頭AS 和RS 溫度差值密切相關(guān).在接頭AS，從SZ 到HAZ的硬度降低較劇烈，即硬度降低梯度大；在接頭RS，從SZ 到HAZ 的硬度降低比較緩慢，即硬度降低梯度小，這與攪拌頭在焊縫AS 和RS 引起的不同剪切塑性變形程度有關(guān).從接頭HAZ 到母材(base material,BM)顯微硬度逐漸增加，在BM 達(dá)到最大約為110 HV0.2.

圖8 接頭橫截面顯微硬度云圖Fig.8 Micro-hardness map at the cross section of the joint

接頭整體與局部應(yīng)力應(yīng)變曲線對(duì)比如圖9 所示，其中BM 和接頭的整體應(yīng)力應(yīng)變曲線通過試驗(yàn)獲得，而局部SZ,TMAZ 和HAZ 的應(yīng)力應(yīng)變曲線通過DIC 獲得，所選標(biāo)距均為2 mm.可以看出，不同特征區(qū)的應(yīng)力應(yīng)變行為具有顯著差異，在斷裂前HAZ 的應(yīng)變超過18%，高于整體接頭應(yīng)變3.6%.HAZ 具有的低硬度使其抵抗變形能力較差，測量發(fā)現(xiàn)HAZ 的屈服應(yīng)力為150 MPa，小于整體接頭屈服應(yīng)力176 MPa，即HAZ 只能通過大變形增加變形抗力.張志函[12]研究表明顯微硬度與屈服應(yīng)力具有一致的對(duì)應(yīng)關(guān)系，低硬度區(qū)屈服應(yīng)力較低，抵御拉伸過程中的變形能力較弱，只能通過大塑性變形來增加變形抗力.相比較而言，TMAZ 的應(yīng)變與整體接頭相近，而SZ 的應(yīng)變小于整體接頭，這與SZ 和TMAZ 中主導(dǎo)硬度的GP(guinier-preston)區(qū)含量密切相關(guān)，整體接頭應(yīng)變是各局部特征區(qū)應(yīng)變的協(xié)調(diào)響應(yīng)結(jié)果，其中HAZ 對(duì)整體接頭應(yīng)變貢獻(xiàn)最大，SZ 貢獻(xiàn)較小.

圖9 接頭整體與局部應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.9 Local and global stress-strain curves of the joint

在拉伸過程中配合使用DIC，為了定量評(píng)估拉伸過程中接頭不同區(qū)域的應(yīng)變分布狀態(tài)，如圖10所示.可以看出，進(jìn)入塑性變形階段后，局部應(yīng)變主要集中于HAZ，且AS 的應(yīng)變值大于RS，SZ 的塑性應(yīng)變呈均勻分布且數(shù)值小于HAZ.隨著應(yīng)力從107 MPa 增加到240 MPa，HAZ 局部應(yīng)變逐漸升高且范圍增大，SZ 的應(yīng)變?nèi)跃鶆蚍植?，?shù)值也逐漸增大但小于HAZ.根據(jù)接頭硬度分布(圖8)可知，HAZ 的硬度最低，SZ 硬度高于HAZ，因此在拉伸過程中HAZ 應(yīng)變高于SZ.隨著拉伸進(jìn)行，接頭AS 的HAZ 發(fā)生頸縮，且SZ 和RS 的HAZ 應(yīng)變逐漸轉(zhuǎn)移到AS 的HAZ 使頸縮加劇，最終斷裂發(fā)生在AS 的HAZ，此時(shí)最大Mises 應(yīng)變?yōu)?1.8%.

圖10 接頭拉伸過程中不同應(yīng)力狀態(tài)對(duì)應(yīng)DIC 云圖Fig.10 DIC maps with different stresses for the joint during tensile test

焊縫表面中心線不同應(yīng)力狀態(tài)下的應(yīng)變分布如圖11 所示，隨著應(yīng)力增加，接頭HAZ 和SZ 的應(yīng)變逐漸增大.當(dāng)應(yīng)力大于240 MPa 至斷裂前，SZ 和RS 的HAZ 應(yīng)變基本不變，而AS 的HAZ 由于發(fā)生頸縮應(yīng)變迅速增大，最終發(fā)生斷裂.文中接頭的抗拉強(qiáng)度為240 MPa，這意味著在應(yīng)力應(yīng)變曲線中，從最大應(yīng)力位置至斷裂階段，整體接頭的斷后伸長率來自于接頭AS 的HAZ 的貢獻(xiàn)，其它區(qū)域的變形基本不變.

圖11 接頭橫截面中心線應(yīng)變分布曲線Fig.11 Strain distributions with different stresses through the mid-thickness of the joint

3 結(jié)論

(1)接頭橫截面等效應(yīng)變呈啞鈴狀，沿焊縫中心左右兩側(cè)塑性應(yīng)變呈非對(duì)稱分布狀態(tài)，接頭AS 的塑性應(yīng)變值高于RS.

(2)接頭SZ 內(nèi)水平方向晶粒尺寸相近，SZ 靠近AS 位置的HAGB 比例為49.1%，中間位置為41.3%，RS 位置為27.9%.

(4)接頭HAZ 的應(yīng)變超過18%，高于整體接頭應(yīng)變3.6%，TMAZ 的應(yīng)變與整體接頭相近，而SZ 的應(yīng)變小于整體接頭.