宋東福，王海艷，戚文軍，蔡 暢，農(nóng) 登，周 楠

（廣州有色金屬研究院材料加工研究所，廣州 510650）

0 引 言

攪拌摩擦焊（FSW）是在傳統(tǒng)摩擦焊基礎(chǔ)上發(fā)展起來的一項固態(tài)連接技術(shù)，與傳統(tǒng)熔化焊接相比，它具有節(jié)能、無煙塵、無輻射、不需要焊絲和氣體保護等優(yōu)點［1－3］，特別適合于鋁合金的連接，而且接頭的外觀平整、性能優(yōu)良、焊后殘余應(yīng)力小、變形小。到目前為止，攪拌摩擦焊已被證明可以實現(xiàn)所有牌號鋁合金板材、鋁基復(fù)合材料以及鑄態(tài)和擠壓鋁合金間的焊接。關(guān)于鋁合金攪拌摩擦焊的研究報道很多［4－13］，但 涉 及 5052 鋁 合 金 的 較 少，雖 然 馬 廣超［14］、KWON［15］等分別對2mm 厚5052薄板的焊接工藝進行了有益探索，但很少有人對5052鋁合金中厚板的攪拌摩擦焊工藝進行研究。為給工程應(yīng)用提供參考，作者對6mm厚5052鋁合金板材進行了攪拌摩擦焊，研究了攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度和焊接速度對接頭組織和性能的影響。

1 試樣制備與試驗方法

試驗材料為熱軋態(tài)5052-H112板材，尺寸均為200mm×100mm×6mm，化學(xué)成分見表1。

表1 5052-H112鋁合金板的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Tab.1 Chemical composition of 5052 aluminum alloy plate（mass） %

焊接試驗在FSW-3LM-4012型攪拌摩擦焊機上進行，攪拌頭形狀為圓錐右旋螺紋型，軸肩直徑為15mm，長為5.9mm，根部和端部直徑分別為6，4.5mm；焊接時，保持?jǐn)嚢桀^傾斜角為2.5°，主軸旋轉(zhuǎn)方向為逆時針。攪拌頭轉(zhuǎn)速n為600～1 600r·min－1，焊接速度v為80～560mm·min－1，攪拌針壓入量為5.70mm。焊前用400＃砂紙打磨待焊表面及對接端面的氧化物，酒精清洗后吹干待用。

焊完后，用線切割沿垂直焊縫方向截取標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣及金相試樣，采用GP-TS2000A型力學(xué)試驗機測接頭的拉伸性能，拉伸速度為2mm·min－1；采用Leica DMI3000M型光學(xué)顯微鏡觀察接頭的顯微組織，腐蝕溶液為10%（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）NaOH水溶液；采用 MH-5L型顯微硬度計測硬度，加載載荷0.196N，保壓時間15s；采用JSM-6700F型掃描電子顯微鏡（SEM）觀察拉伸斷口形貌。

2 試驗結(jié)果與討論

2.1 對接頭宏觀形貌的影響

由圖1可見，6組接頭表面均平整光滑，僅有一些微小的飛邊，未發(fā)現(xiàn)溝槽等缺陷，外觀形貌良好。另外可見，隨著攪拌頭轉(zhuǎn)速的增大或焊接速度的降低，焊縫表面的弧形紋間距逐漸減小。這是因為，表面弧形紋路是由主軸旋轉(zhuǎn)一圈留下的痕跡，紋路間距則為主軸旋轉(zhuǎn)一圈的時間內(nèi)焊縫前進的距離，因此，攪拌頭轉(zhuǎn)速的增大和焊接速度的降低都會使紋路間距減小。

此外，在圖1（c）所示的焊縫表面發(fā)現(xiàn)了大量微小顆粒。由于隨著攪拌頭轉(zhuǎn)速的提高，其單位長度焊縫的主軸旋轉(zhuǎn)周數(shù)增多，熱輸入量增大，這有利于焊縫成形，但熱輸入量過大時易使焊縫金屬熱塑程度增加，甚至過熱融化，導(dǎo)致焊縫表面金屬黏度減小，從而易在攪拌頭后方形成大量的微小顆粒。

圖1 不同焊接參數(shù)下接頭表面的宏觀形貌Fig.1 Surface morphology of joints at different welding parameters

根據(jù)接頭在焊接過程中的受熱、受力情況可將焊縫分為焊核區(qū)、熱機影響區(qū)和熱影響區(qū)。圖2中，焊接原始界面（S曲線）輪廓清晰，焊接表面及背面界面終止于接頭前進側(cè)塑化金屬匯合區(qū)。

圖2 接頭截面的典型宏觀形貌Fig.2 Typical section morphology of joint

由圖3（a）可見，母材為熱軋態(tài)，在熱軋過程中，晶粒、第二相及偏析等隨著組織變形而被拉長，第二相及偏析等則沿變形方向呈現(xiàn)為典型的纖維狀流變組織。

圖3 主軸旋轉(zhuǎn)速度為1 200r·min－1、焊接速度為240mm·min－1時接頭不同區(qū)域的顯微組織Fig.3 Microstructure in different areas of joint when n＝1 200r·min－1and v＝240mm·min－1：（a）base metal；（b）heat affected zone；（c）weld nugget and（d）heat mechanical affected zone

焊接過程中，在攪拌頭劇烈摩擦力及摩擦熱的作用下，焊接中心區(qū)域原來的帶狀晶粒發(fā)生彎曲、破碎，在熱循環(huán)的作用下發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶，形成規(guī)則的等軸晶粒，平均晶粒尺寸約為5μm，約為母材的1/10，如圖3（c）所示。同時，在攪拌針螺紋的作用下，近表面的塑化金屬隨螺紋自上而下流動，當(dāng)攪拌針向焊接方向移動時，攪拌針后方形成了一個瞬時的空間，并由下一個周期自上而下的塑化金屬填充，如此反復(fù)，在焊核區(qū)中下部形成層間環(huán)狀組織，即“洋蔥環(huán)”組織。

由于焊核邊緣的過渡區(qū)和熱機影響區(qū)距焊接中心區(qū)域較遠(yuǎn)，其變形率及摩擦熱不及焊核區(qū)的，主要受到焊核中心區(qū)域金屬流動產(chǎn)生的擠壓力，晶粒隨焊縫金屬的流動而發(fā)生彎曲變形，同時也受到焊接熱循環(huán)的作用，發(fā)生動態(tài)回復(fù)及不完全再結(jié)晶，如圖3（d）所示。

遠(yuǎn)離焊核中心的熱影響區(qū)，主要受到焊接熱循環(huán)的作用，其組織形貌與母材的基本一致，如圖3（b）所示。

影響焊接熱輸入的因素除了待焊材料及攪拌頭的性能外，還有攪拌頭轉(zhuǎn)速、焊接速度以及下壓量等。這里，主要通過改變攪拌頭的轉(zhuǎn)速和焊接速度來改變焊接熱輸入量，熱輸入量的變化會導(dǎo)致焊縫組織的變化。由圖4（a～c）可以看出，焊接速度相同時，不同轉(zhuǎn)速下焊縫中的洋蔥環(huán)形貌特征及環(huán)間尺寸差異很大；當(dāng)轉(zhuǎn)速較高時（n＝1 600r·min－1），洋蔥環(huán)特征清晰，形狀規(guī)則，成半圓弧狀，曲線流暢，如圖4（c）所示。隨著焊接速度的增大，洋蔥環(huán)形狀呈“香蕉串”狀，根部源于前進側(cè)金屬匯合處，此處洋蔥環(huán)細(xì)而清晰，端部靠近焊縫中心線，越靠近洋蔥環(huán)端部，其環(huán)越粗且模糊，最后消失在焊縫底部，如圖4（b～d）所示。同時，轉(zhuǎn)速對洋蔥環(huán)端部區(qū)域面積及環(huán)間距的影響也較為顯著，隨著轉(zhuǎn)速的增大，端部區(qū)域混合面積逐漸減小，環(huán)間距也逐漸增大。此外，當(dāng)轉(zhuǎn)速為600r·min－1、焊接速度為240mm·min－1時，前進側(cè)出現(xiàn)疏松缺陷，如圖4（a）和圖5所示，這是由于攪拌頭轉(zhuǎn)速太低，導(dǎo)致熱輸入量不足，塑化金屬的量和流動性能下降，匯合處金屬填充不足，形成了疏松或“隧道”型缺陷。

由圖4（d～f）可以看出，攪拌頭轉(zhuǎn)速的增大也會造成洋蔥環(huán)間距增大和焊縫面積減小。隨著焊接速度的增大，攪拌頭的熱輸入減少，塑化金屬的量也相對減少，這減小了塑化金屬的流動性和焊核尺寸；同時，焊縫區(qū)單位長度攪拌頭停留的時間減少，從而減少了塑化金屬從上向下沿攪拌頭螺紋的金屬流動量，導(dǎo)致洋蔥環(huán)數(shù)量和區(qū)域面積減小，同時也增大了洋蔥環(huán)的間距。

圖4 不同焊接參數(shù)下焊縫截面的宏觀形貌Fig.4 Macrographs of weld seam at different welding parameters

2.2 對接頭拉伸性能的影響

由圖6（a）可以看出，當(dāng)攪拌頭轉(zhuǎn)速為1 200r·min－1時，不同焊接速度下接頭的抗拉強度相當(dāng)，均在196～199MPa之間，為母材的93%～94.7%，伸長率在16%～20%之間，為母材的90%～93%。由圖6（b）可見，當(dāng)焊接速度為240mm·min－1時，較低的攪拌頭轉(zhuǎn)速（600r·min－1）會導(dǎo)致接頭的強度和伸長率同時大幅下降，而當(dāng)攪拌頭轉(zhuǎn)速為800r·min－1以上時，接頭的抗拉強度和伸長率均分別可達196MPa和16%以上?；跀嚢枘Σ梁负缚p成形原理可知，當(dāng)攪拌頭轉(zhuǎn)速較低時，單位焊縫長度內(nèi)主軸旋轉(zhuǎn)次數(shù)較低，攪拌頭軸肩與表面金屬的摩擦作用及攪拌針對周圍金屬的擠壓作用大幅減小，造成熱輸入量不足，焊縫區(qū)金屬流動性低，前進側(cè)及后退側(cè)金屬無法完全融合，易形成縮松或“隧道”型缺陷，從而導(dǎo)致接頭性能降低。

圖5 n＝600r·min－1，v＝240mm·min－1時焊縫截面的顯微組織Fig.5 Microstructure of weld seam when n＝600r·min－1 and v＝240mm·min－1

由上述分析可知，5052-H112鋁合金中厚板的攪拌摩擦焊工藝范圍較寬，在攪拌頭轉(zhuǎn)速為800～1 600r·min－1、焊接速度為80～560mm·min－1的情況下均可獲得力學(xué)性能良好的焊縫；此外，在試驗工藝參數(shù)范圍內(nèi)，攪拌頭轉(zhuǎn)速和焊接速度對接頭力學(xué)性能的影響不顯著。因此，在實際生產(chǎn)過程中，可以通過提高焊接速度來提高焊接生產(chǎn)的效率。

對上述工藝焊接接頭的斷裂情況進行分析，如圖7所示，所有接頭斷裂位置大致相同，即斷于接頭的返回側(cè)，距焊核中心約5mm處，表面斷裂處有明顯的縮頸特征，如圖7（a）所示；背面則斷于接頭原始界面，斷裂線平直，返回側(cè)有明顯的頸縮特征，如圖7（b）所示。由圖7（c）可以看出，整個斷面比較平整，與拉伸方向約呈45°角，是典型的切斷斷口。由圖7（d）可見，斷面上均勻分布著小而深的韌窩，韌窩內(nèi)無明顯夾雜，為典型的塑性斷裂。綜合上述分析認(rèn)為，由于焊接時未在背面原始界面處達到原子間的結(jié)合，結(jié)合強度較為薄弱，因此首先在該處形成早期裂紋源，然后裂紋源隨著“S”曲線，即原始界面擴展，當(dāng)擴展至距原始界面混合區(qū)，即距焊縫背面2/3厚度處斷裂，該區(qū)無明顯的原始界面，斷口呈現(xiàn)切斷斷口特征。

圖6 焊接參數(shù)對接頭抗拉強度和伸長率的影響Fig.6 Tensile strength and elongation vs welding rate（a）and rotation rate（b）

圖7 拉伸斷口的典型宏觀形貌及SEM形貌Fig.7 Typical macrographs and SEMmorphology of tensile fracture：（a）surface；（b）back；（c）side and（d）SEMmorphology

2.3 對接頭顯微硬度的影響

圖8橫坐標(biāo)的負(fù)值表示后退側(cè)距焊縫中心的距離，正值表示前進側(cè)距焊縫中心的距離。可以看出，接頭硬度的分布呈扁平的“U”形，母材的顯微硬度較高，約為60HV，在后退側(cè)出現(xiàn)了一個硬度明顯降低的區(qū)域，該區(qū)域距焊縫中心為3～4mm，其硬度的均值約為53HV，為母材的88.3%。在攪拌摩擦焊過程中，焊縫區(qū)伴隨著有金屬塑性變形和400℃以上的高溫，組織會發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶而得到細(xì)化，硬度、強度稍有降低。焊縫兩側(cè)均存在一個低硬度區(qū)，距焊縫中心約5mm，為熱影響區(qū)，該區(qū)在焊接過程中主要經(jīng)歷熱循環(huán)，有少量的第二相聚集、析出、長大，造成該區(qū)硬度較母材的有所降低。此外，在焊接過程中，攪拌頭轉(zhuǎn)速、焊接速度對接頭硬度分布特征的影響不顯著，這是由于試驗合金在焊接過程中的第二相析出沒有起到明顯的強化作用，減小了由焊接參數(shù)變化導(dǎo)致應(yīng)變速率及溫度對組織硬度的影響。

圖8 不同焊接參數(shù)下接頭的顯微硬度分布Fig.8 Microhardness distribution of joint at different welding parameters

3 結(jié) 論

（1）當(dāng)攪拌頭轉(zhuǎn)速為800～1 600r·min－1及焊接速度為80～560mm·min－1時均可以獲得無缺陷和力學(xué)性能良好的5052-H112攪拌摩擦焊接接頭，攪拌頭速度過低時，易出現(xiàn)“隧道”型缺陷。

（2）在試驗焊接參數(shù)范圍內(nèi)，隨攪拌頭轉(zhuǎn)速增加或焊接速度降低，焊核區(qū)面積逐漸減小，“洋蔥環(huán)”間距逐漸增大。

（3）在合適的焊接參數(shù)范圍內(nèi)，工藝參數(shù)對接頭力學(xué)性能的影響不顯著；焊核區(qū)均由細(xì)小的等軸晶組成，平均晶粒尺寸約為5μm，約為母材的1/10；在工藝范圍內(nèi)，接頭強度均達到母材的90%以上，顯微硬度達母材的88%以上。

（4）接頭的斷口源于接頭背面的原始焊接界面，沿原始界面斷裂，最后斷于接頭返回側(cè)，呈典型的切斷斷口形貌。

［1］周振豐.焊接冶金學(xué)［M］.北京：機械工業(yè)出版社，1993：125.

［2］MISHRA R S，MA Z Y.Friction stir welding and processing［J］.Materials Science and Engineering，2005，50：1-78.

［3］NANDAN R，DEBROY T，BHADESHIA H K D H.Recent advances in friction-stir welding－process，weldment structure and properties［J］.Progress in Materials Science，2008，53：980-1023.

［4］MAHONEY MW，RHODES C G，F(xiàn)LINTOFF J G，et al.Properties of friction stir welded 7075-T651aluminum［J］.Metallurgical and Materials Transaction A：Physical Metallurgy and Materials Science，1998，29（7）：1955-1964.

［5］LIU H J，F(xiàn)JII H，MAEDA，M，et al.Tensile properties and fracture locations of friction stir welded joints of 2017-T351 aluminum alloy［J］.Materials Processing Technology，2003，142：692-696.

［6］王運會，黃春平，陳文亮，等.航空發(fā)動機鋁合金葉片的攪拌摩擦焊［J］.機械工程材料，2013，37（7）：10-13，114.

［7］CAVALIERE P，SQUILLAEE A，PANELLA F.Effect of welding parameters on mechanical and microstructural properties of AA6082joints produced by friction stir welding［J］.Journal of Materials Processing Technology，2008，200：364-372.

［8］趙亞東，段非，朱西偉，等.5083鋁合金攪拌摩擦焊接頭的微觀組織與力學(xué)性能［J］.電焊機，2011，41（11）：32-34.

［9］汪山山，毛昌輝，楊劍，等.旋轉(zhuǎn)速度對（WC＋B4C）p/6063Al復(fù)合材料攪拌摩擦焊接頭力學(xué)性能和微觀組織的影響［J］.稀有金屬，2012，6（1）：167-170.

［10］WADESON D A，ZHOU X，THOMPSON G E ，et al.Corrosion behavior of friction stir welded AA7108-T9aluminum alloy［J］.Corrosion Science，2006，48：887-897.

［11］CABIBBO M，MCQUEEN H J，EVANGELISTA E，et al.Microstructure and mechanical property studies of AA6056 friction stir welded plate［J］.Materials Science and Engineering：A，2007，460/461：86-94.

［12］BENAVIDES S，LI Y，MURR L E，et al.Low temperature friction stir welding of 2024aluminum［J］.Scripta Mater，1999，41（8）：809-815.

［13］蘇斌，賀地求，楊坤玉，等.3mm厚6061鋁合金板固定雙軸間攪拌摩擦焊接頭的顯微組織與拉伸想性能［J］.機械工程材料，2013，37（5）：59-61.

［14］馬廣超，林三寶，宋建嶺，等.5052鋁合金薄板攪拌摩擦焊工藝［J］.焊接，2008（10）：39-41.

［15］KWON Y J，SHIMS B，PARK D H .Friction stir welding of 5052aluminum alloy plates［J］.Transactions of Nonferrous Metals Society of China，2009，19：23-27.