李繼忠，孫占國(guó)，高 崇，董春林，欒國(guó)紅

（北京航空制造工程研究所 中國(guó)攪拌摩擦焊研究中心，北京100024）

0 前言

攪拌摩擦焊FSW（Friction stir welding）在現(xiàn)代飛機(jī)蒙皮、地板等結(jié)構(gòu)件中已經(jīng)得到了廣泛應(yīng)用，為飛機(jī)結(jié)構(gòu)的整體化制造提供了一種新型的加工技術(shù)，并顯著減輕了結(jié)構(gòu)質(zhì)量，大幅提高生產(chǎn)效率和降低加工成本[1-2]。鋁合金FSW代替?zhèn)鹘y(tǒng)的熔焊技術(shù)，能有效避免熔焊過(guò)程中出現(xiàn)的氣孔和熱裂紋等缺陷，克服了某些鋁合金無(wú)法熔焊的問(wèn)題。

在FSW過(guò)程中，焊件需要固定在墊板上進(jìn)行焊接，并維持一定的壓入量和合適的攪拌頭尺寸以保證焊縫成形和接頭質(zhì)量。其中，壓入量和攪拌針長(zhǎng)度決定了焊接深度，若攪拌針過(guò)長(zhǎng)，導(dǎo)致焊件與墊板粘接在一起，影響焊件質(zhì)量；若攪拌針長(zhǎng)過(guò)短，則容易出現(xiàn)根部未焊透缺陷，導(dǎo)致接頭強(qiáng)度降低，不能滿足焊件的使用要求。為了避免根部未焊透缺陷，波音公司[3]發(fā)明一項(xiàng)專利，將墊板對(duì)接面處正下方加工成凹槽，但是這種方法對(duì)零件的定位要求較高。Elangovan和Balasubramanian[4]認(rèn)為采用四方體結(jié)構(gòu)的攪拌針能有效避免焊縫缺陷，并顯著提高接頭強(qiáng)度。在國(guó)內(nèi)，中國(guó)科學(xué)院金屬研究所的馬宗義和任淑榮[5]發(fā)明了一項(xiàng)專利，通過(guò)雙面焊接以消除未焊透的影響，但是這種方法需要正反面各焊接一次，對(duì)某些特殊結(jié)構(gòu)件無(wú)法實(shí)現(xiàn)焊接。

在 FSW 過(guò)程中，工藝參數(shù)[6-8]、攪拌頭結(jié)構(gòu)[4，9]等因素均影響焊縫根部的材料流動(dòng)，其中攪拌針長(zhǎng)度是消除根部材料流動(dòng)最重要的因素[10-11]。本研究通過(guò)固定工藝參數(shù)、攪拌頭結(jié)構(gòu)和壓入量等因素，只改變攪拌針的長(zhǎng)度來(lái)考察焊接深度與未焊透缺陷深度之間的關(guān)系，研究根部未焊透缺陷對(duì)接頭拉伸強(qiáng)度和斷后伸長(zhǎng)率的影響規(guī)律，確定攪拌針長(zhǎng)度與板厚之間的最大容許差值，為攪拌頭的設(shè)計(jì)和焊接工藝的制定提供理論支持。

1 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)材料選用3.2 mm厚的2024-T3鋁合金板材，試板尺寸加工成400 mm×100 mm。該板材抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度和延伸率分別為476 MPa、318 MPa和21.0%，化學(xué)成分如表1所示。焊接設(shè)備使用自主研發(fā)的平面二維攪拌摩擦焊專用設(shè)備（型號(hào)：FSW2-4CX-006），主軸傾角為2.5°；攪拌頭軸肩選用雙圓環(huán)結(jié)構(gòu)，軸肩直徑10 mm，攪拌針長(zhǎng)度由3.1 mm逐漸縮短至2.6 mm；工藝參數(shù)選取用轉(zhuǎn)速800 r/min、焊速300 mm/min，焊接過(guò)程保持0.1 mm的恒定壓入量。

表1 2024-T3鋁合金化學(xué)成分Tab.1 Chemicalcompositionof2024-T3aluminumalloy%

金相試樣取焊縫橫截面進(jìn)行觀察，打磨、拋光待觀察面，采用Keller試劑浸蝕，使用ZEISS Axiovert 200 MAT金相顯微鏡觀察試樣的金相組織形貌，并對(duì)根部未焊透深度進(jìn)行測(cè)量。接頭拉伸試樣的制備及性能測(cè)試根據(jù)國(guó)標(biāo)GB/T228-2002，在Zwick/Roll-Z050萬(wàn)能拉伸試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行性能測(cè)試。使用JSM-6500F場(chǎng)發(fā)射電子掃描顯微鏡觀察拉伸斷口形貌。

2 試驗(yàn)結(jié)果和分析

2.1 焊縫宏觀形貌結(jié)果與分析

不同攪拌針長(zhǎng)度對(duì)應(yīng)的焊縫橫截面接頭的宏觀形貌如圖1所示。當(dāng)攪拌針長(zhǎng)度為3.1 mm時(shí)，攪拌針端部與墊板接觸，焊縫背面與墊板有少量粘著，在焊縫根部下端是不完整的弧形形貌，接頭實(shí)現(xiàn)了充分焊透，如圖1a所示。當(dāng)攪拌針長(zhǎng)度為3.0 mm時(shí)，焊縫根部弧形界面與下表面相切，焊縫根部出現(xiàn)了少量熱機(jī)影響區(qū)組織結(jié)構(gòu)，根部放大后僅觀察到約0.08 mm的弱連接線，如圖1b所示。當(dāng)攪拌針長(zhǎng)度進(jìn)一步縮短至2.9 mm時(shí)，焊縫根部出現(xiàn)了明顯的熱機(jī)影響區(qū)組織和少量熱影響區(qū)組織，根部放大后觀察到弱連接線長(zhǎng)約0.09 mm，同時(shí)存在約0.16mm的殘余原始對(duì)接線，如圖1c所示。攪拌針長(zhǎng)度分別減至2.8 mm和2.7 mm時(shí)，根部均出現(xiàn)了熱機(jī)影響區(qū)和熱影響區(qū)組織，弱連接線分別對(duì)應(yīng)0.11 mm和0.10mm，殘余原始對(duì)接線分別為0.23 mm和0.32 mm，如圖1d、圖1e所示。當(dāng)攪拌針長(zhǎng)度縮短至2.6 mm時(shí)，宏觀形貌如圖1f所示，根部A區(qū)的放大后如圖1g所示，可以看出根部除出現(xiàn)了大量熱機(jī)影響區(qū)組織外，還有大量的熱影響區(qū)組織，弱連接線長(zhǎng)約0.10 mm，殘余原始對(duì)接面深度約0.45 mm。

圖1 接頭不同未焊透深度的微觀組織Fig.1 Macrostructure of joints and the lack of penetration with the pin length

通常焊縫區(qū)由焊核區(qū)、熱機(jī)影響區(qū)和熱影響區(qū)三個(gè)特征區(qū)組成，材料流動(dòng)強(qiáng)度由焊核區(qū)向外依次減弱。其中，熱機(jī)影響區(qū)是塑化材料之間粘著帶動(dòng)作用而產(chǎn)生的塑性變形，變形量較焊核區(qū)顯著減弱，該區(qū)內(nèi)原始對(duì)接線轉(zhuǎn)變?yōu)槿踹B接線；在熱影響區(qū)內(nèi)，材料主要受摩擦和塑性變形產(chǎn)生的熱量，主要使組織形態(tài)發(fā)生變化，對(duì)接線不發(fā)生變形。當(dāng)攪拌針足夠長(zhǎng)時(shí)，根部材料受攪拌針攪動(dòng)塑性變形充分，不存在未焊透缺陷；但是，當(dāng)攪拌針較短時(shí)，根部材料主要以塑化材料之間的粘滯帶動(dòng)作用發(fā)生變形，變形相對(duì)較弱，未焊透缺陷表現(xiàn)為弱連接線形式；當(dāng)攪拌針長(zhǎng)度明顯不足時(shí)，根部最下端熱影響區(qū)材料不發(fā)生流動(dòng)變形，在根部仍有殘余的原始對(duì)接界面，未焊透缺陷由弱連接線和殘余原始對(duì)接線組成。

2.2 力學(xué)性能結(jié)果和分析

攪拌針長(zhǎng)度與未焊透深度和抗拉強(qiáng)度之間的關(guān)系如圖2所示。由圖2可知，隨著攪拌針長(zhǎng)度由3.1mm減短至2.6mm，根部未焊透缺陷增加至0.55 mm，攪拌針長(zhǎng)度與未焊透深度呈近似反比例關(guān)系。此外，由圖2還可知，當(dāng)攪拌針長(zhǎng)度由3.1 mm減短至2.8mm時(shí)，接頭抗拉強(qiáng)度從406MPa略降至396MPa，接頭強(qiáng)度系數(shù)保持在約85%，說(shuō)明未焊透深度在0.35 mm以內(nèi)對(duì)接頭強(qiáng)度的影響不明顯。但是，當(dāng)攪拌針長(zhǎng)度減短至2.6 mm時(shí)，未焊透深度達(dá)0.55 mm，接頭強(qiáng)度降低至316MPa，只達(dá)到母材強(qiáng)度（476MPa）的66.3%，根部未焊透缺陷大幅度降低了接頭強(qiáng)度。

根部未焊透深度與接頭伸長(zhǎng)率和抗拉強(qiáng)度之間的關(guān)系如圖3所示。可以看出，接頭的延伸率曲線變化趨勢(shì)與圖2的抗拉強(qiáng)度變化趨勢(shì)類似，即攪拌針長(zhǎng)度大于2.8 mm時(shí)，根部未焊透對(duì)接頭塑性影響較小，延伸率沒有顯著變化；當(dāng)攪拌針長(zhǎng)度為2.6 mm時(shí)，延伸率降低至0.5%，只有母材延伸率（21.0%）的2.4%，幾乎無(wú)延伸變形行為。

圖2 攪拌針長(zhǎng)度與未焊透深度及抗拉強(qiáng)度的關(guān)系曲線Fig.2 Curves relation of needle length，lack of penetration depth and tensile strength

圖3 攪拌針長(zhǎng)度與未焊透深度及斷裂伸長(zhǎng)率的關(guān)系曲線Fig.3 Curves relation of needle length and LOP depth and fractural elongation

攪拌針長(zhǎng)度對(duì)應(yīng)的抗拉強(qiáng)度（σb）、屈服強(qiáng)度（σ0.2）、接頭延伸率（δ）和根部未焊透（弱連接線 h0，殘余原始對(duì)接線h1）之間的對(duì)應(yīng)關(guān)系如表2所示。由表2可知，隨著攪拌針長(zhǎng)度的減小，焊縫根部未焊缺陷首先表現(xiàn)為弱連接線；當(dāng)弱連接線超過(guò)0.1 mm時(shí)，開始出現(xiàn)殘余原始對(duì)接線，弱連接線長(zhǎng)度幾乎不變，殘余原始對(duì)接線隨攪拌針長(zhǎng)度逐漸增加。此外，在攪拌針長(zhǎng)度大于2.8 mm時(shí)，力學(xué)性能變化不明顯；當(dāng)針長(zhǎng)減小至2.6 mm，各項(xiàng)力學(xué)性能參數(shù)均有大幅度的降低。

根據(jù)力學(xué)性能檢測(cè)結(jié)果可以推斷，在固定工藝參數(shù)和壓入量的情況下，攪拌針越長(zhǎng)，根部未焊透缺陷深度越小，對(duì)應(yīng)的接頭性能越高。對(duì)于本研究過(guò)程中所使用的厚度為3.2 mm的2024-T3鋁合金板材，攪拌頭長(zhǎng)度變化在3.1~2.8 mm之間時(shí)，即板厚與攪拌頭長(zhǎng)度差在0.4 mm以內(nèi)，可以保證接頭強(qiáng)度達(dá)到母材的80%以上。

表2 攪拌摩擦焊接接頭拉伸性能及未焊透深度Tab.2 Mechanical properties of Friction stir welded joints and LoP in depth

2.3 接頭斷口結(jié)果和分析

拉伸斷裂后，對(duì)試樣橫街面斷裂位置進(jìn)行宏觀形貌觀察，如圖4所示。采用針長(zhǎng)為3.1mm的攪拌頭，焊縫實(shí)現(xiàn)了充分焊透，斷裂位置不受原始對(duì)接面影響，如圖4a所示。當(dāng)攪拌針長(zhǎng)度為2.8 mm時(shí)，裂紋在焊縫根部對(duì)接面弱連接處開啟，逐漸延伸至焊縫上表面，如圖4b所示，斷裂受根部未焊透影響明顯。當(dāng)攪拌針長(zhǎng)度減小至2.6 mm時(shí)，裂紋從原始對(duì)接面開始，迅速發(fā)生斷裂，根部未焊透缺陷對(duì)接頭性能的影響顯著，如圖4c所示。

圖4 不同攪拌針長(zhǎng)度的接頭拉伸斷裂位置形貌Fig.4 Appearances of tension-failed FSW 2024-T3 welds by pin of length

根據(jù)上述結(jié)果可以看出，當(dāng)根部缺陷以弱連接線形式存在時(shí)，接頭強(qiáng)度和塑性變化不明顯；但是，當(dāng)根部仍有殘余原始對(duì)接線時(shí)，強(qiáng)度和延伸率均有大幅度降低，說(shuō)明殘余原始對(duì)接線端部易形成裂紋源。由圖4還可以看出，斷口位置均發(fā)生在焊接區(qū)內(nèi)，這是由于2024-T3鋁合金屬于時(shí)效強(qiáng)化材料，在FSW過(guò)程中大量的熱輸入使強(qiáng)化元素一部分溶于基體內(nèi)，一部分形成的強(qiáng)化相形態(tài)發(fā)生了巨大變化，導(dǎo)致攪拌區(qū)內(nèi)即使晶粒細(xì)化但強(qiáng)度仍顯著低于母材[12]。

為了研究未焊透對(duì)接頭斷裂行為的影響，分別對(duì)兩種典型斷裂接頭進(jìn)行斷口掃描。圖5為攪拌針長(zhǎng)為3.1 mm焊接的接頭拉伸斷口形貌，可以看出斷口區(qū)域存在大量的韌窩和撕裂棱，斷口表現(xiàn)為韌性斷裂特征，如圖5c所示。在圖5b中拉伸斷口韌窩底部有明顯的第二項(xiàng)析出物，可以推斷析出物主要分布在晶界周圍并且是裂紋產(chǎn)生源，也說(shuō)明裂紋沿晶界逐漸擴(kuò)展。

攪拌針長(zhǎng)為2.6 mm的接頭斷口形貌掃描電鏡照片如圖6所示，可以看出斷口韌窩較少且較淺，沒有明顯的撕裂棱，可以推斷接頭塑性變形能力較差。此外，在斷口區(qū)域存在明顯的第二相析出物，且分布較多，如圖6b所示。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，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。

3 結(jié)論

（1）攪拌針長(zhǎng)度是影響焊縫根部最重要的因素，隨著攪拌針長(zhǎng)度的減小，根部未焊透缺陷由弱連接線逐漸轉(zhuǎn)變成弱連接線和殘余原始對(duì)接面同時(shí)存在的現(xiàn)象。

（2）根部弱連接線缺陷對(duì)接頭性能變化不明顯，當(dāng)根部仍有原始對(duì)接線存在時(shí)，接頭性能顯著降低；對(duì)板厚為3.2 mm的2024-T3鋁合金，針長(zhǎng)與板厚相差0.4 mm時(shí)，接頭強(qiáng)度可以保持在母材強(qiáng)度的80%以上。

（3）當(dāng)焊縫達(dá)到充分焊透時(shí)，拉伸斷裂形式表現(xiàn)為明顯的韌性斷裂形式；當(dāng)焊縫根部出現(xiàn)明顯的未焊透缺陷（弱連接線、殘余原始對(duì)接面）時(shí)，接頭塑性變形能力顯著降低。

[1]欒國(guó)紅，柴 鵬，孫成彬，等.飛機(jī)制造的前景技術(shù)——攪拌摩擦焊[J].航空制造技術(shù)，2004（11）：44-47.

圖5 攪拌針長(zhǎng)為3.1 mm的接頭拉伸斷口形貌Fig.5 Fracture morphologies of tension-failed weld with the probe length of 3.1 mm

圖6 攪拌針長(zhǎng)為2.6 mm的接頭拉伸斷裂斷口形貌Fig.6 Fracture morphologies of tension-failed weld with the probe length of 2.6 mm

[2]董春林，欒國(guó)紅，關(guān) 橋.攪拌摩擦焊在航空航天工業(yè)的應(yīng)用發(fā)展現(xiàn)狀與前景[J].焊接，2008，11:25-32.

[3]Douglas J，F(xiàn)ountain V，Robert S F.Method of friction stir welding with grooved backing member[P].United States，6460752 B1，2002-10-8.

[4]Elangovan K，Balasubramanian V.Influences of pin profile and rotational speed of the tool on the formation of friction stir processing zone in AA2219 aluminium alloy[J].Materials Science and Engineering：A，2007，459（1-2）:7-18.

[5]馬宗義，任淑榮.一種增強(qiáng)鋁合金焊頭力學(xué)性能的攪拌摩擦焊接工藝[P].中國(guó)：101209511A，2008-7-2.

[6]Zhou C，Yang X，Luan G H.Effect of root flaws on the fatigue property of friction stir welds in 2024-T3 aluminum alloys[J].Materials Science and Engineering A，2006，418（1-2）：155-160.

[7]Arbegast W J.A flow-partitioned deformation zone model for defect formation during friction stir welding[J].Scripta Materialia，2008，58（5）：372-376.

[8]王 偉，史清宇，李 亭.攪拌摩擦焊工藝參數(shù)窗口的建立與接頭性能[J].焊接學(xué)報(bào)，2008，29（5）:77-81.

[9]Gopi S.Influence of shoulder profile and shoulder penetration on joint strength of friction stir welded AA6082 conventional milling machine[J].European Journal of Scientific Research，2012，127（1）：20-32.

[10]Mandache C，Levesque D，Dubourg L，et al.Non-destructive detection of lack of penetration defects in friction stir welds[J].Science and Technology of Welding&Joining，2012，17（4）：295-303.

[11]Cam G，Gucluer S，Cakan A，et al.Mechanical properties of friction stir butt-welded Al-5086 H32 plate[J].Journal of Achievements in Materials and Manufacturing Engineering，2008，30（2）:151-156.

[12]Sato Y S，Kokawa H，Enomoto M，et al.Microstructural evolution of 6063 aluminum during friction-stir welding[J].Metallurgical and Materials Transactions A 1999，30（9）：2429-2437.