趙運強 鄧 軍 王春桂 董春林

(廣東省焊接技術研究所(廣東省中烏研究院),廣州 510651)

?

6063鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭組織性能研究

趙運強 鄧 軍 王春桂 董春林

(廣東省焊接技術研究所(廣東省中烏研究院),廣州 510651)

進行了3 mm厚6063-T4鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接。結果表明，當攪拌頭轉速為600 r/min，焊速在100～300 mm/min的范圍內，可獲得表面成形美觀、內部無缺陷的優(yōu)質接頭。在接頭攪拌區(qū)內，上、中、下各層硬度分布較為均勻，在熱機影響區(qū)及熱影響區(qū)內，上、下層硬度值高于中間層。熱機影響區(qū)靠近攪拌區(qū)的位置以及熱機影響區(qū)與熱影響區(qū)的交界處為接頭的兩個薄弱位置。隨著焊接速度的增加，接頭各區(qū)域硬度值以及抗拉強度有著先增大后減小的趨勢，所得最優(yōu)接頭抗拉強度為174 MPa，達到母材的87%，斷裂位置位于熱影響區(qū)。

6063鋁合金 雙軸肩攪拌摩擦焊 微觀組織 力學性能

0 序 言

攪拌摩擦焊(Friction stir welding, FSW)作為一種固相連接技術，與熔化焊相比，具有焊接質量高、焊接變形小、無環(huán)境污染等諸多優(yōu)點，特別適用于鋁合金等低熔點金屬的焊接[1-2]。常規(guī)攪拌摩擦焊也稱為單軸肩攪拌摩擦焊，所采用的攪拌頭由單一軸肩和攪拌針組成。焊接過程中需要對工件背部進行剛性支撐，因此無法實現中空部件的焊接。雙軸肩攪拌摩擦焊所采用的攪拌頭具有上、下兩個軸肩，下軸肩代替背部墊板對工件進行隨焊支撐。因此，該技術可較好的實現中空部件的焊接[3-4]。

鋁合金由于其較高的比強度，被廣泛應用于航空航天、軌道客車及汽車制造等領域，其中，大量的鋁合金中空型材需要進行焊接。目前，國內外針對鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊已進行了一定的研究，主要集中在2000，6000及7000系鋁合金[3-6]。

6063鋁合金具有較好的塑性和導熱性，被大量用于型材的制造。然而，針對于6063鋁合金僅有常規(guī)單軸肩攪拌摩擦焊的相關研究，而適用于中空型材焊接的雙軸肩攪拌摩擦焊研究仍未見報道。此外，相比于中厚板鋁合金，薄板鋁合金由于其散熱能力較差，自身剛性不足等原因為雙軸肩攪拌摩擦焊增加了難度。針對以上問題，文中選擇3 mm厚6063-T4鋁合金進行雙軸肩攪拌摩擦焊研究，通過分析焊縫成型、接頭微觀組織及力學性能，揭示其雙軸肩攪拌摩擦焊的工藝特性，并為雙軸肩攪拌摩擦焊的應用推廣提供理論基礎和技術指導。

1 試驗方法

選用尺寸為3 mm × 50 mm × 300 mm的6063-T4鋁合金板材作為被焊材料，其化學成分和力學性能如表1所示。6063鋁合金為Al-Mg-Si系熱處理可強化鋁合金，主要沉淀相為Mg2Si。所用雙軸肩攪拌頭為平軸肩配合柱狀攪拌針，上、下軸肩直徑為16 mm，固定二者間隙為2.9 mm，攪拌針直徑為8 mm。焊接試驗在FSW-3LM-003型龍門式攪拌摩擦焊機上進行，焊前工件經機械打磨后用丙酮擦拭，以去除表面氧化膜及油污。焊接時固定攪拌頭轉速為ω=600 r/min，焊接速度范圍為v= 50～300 mm/min。通過采用不同的焊速對工件進行焊接，以對比研究焊速對接頭組織與力學性能的影響。焊后沿垂直于焊接方向截取接頭橫截面，經打磨和拋光處理后，用混合酸溶液(1 mL氫氟酸+1.5 mL鹽酸+2.5 mL硝酸+95 mL水)對試樣進行腐蝕，用光學顯微鏡(OM)進行接頭微觀組織分析。在拋光試樣的橫截面上，采用顯微硬度計分別對接頭上、

中和下層進行顯微硬度測試，測量位置距離焊縫上表面的距離分別為0.75 mm, 1.5 mm和2.25 mm。依據國標GB/T 2651—2008《焊接接頭拉伸測試方法》，利用數控電火花切割機將接頭加工成標準拉伸式樣。每個工藝參數下所獲得的接頭選取三個拉伸式樣在INSTRON-1186力學性能測試機進行拉伸試驗，并以結果的平均值作為拉伸性能評價標準，同時采用掃描電鏡(SEM)對拉伸式樣的斷口特征進行分析。

表1 6063-T4鋁合金化學成分及力學性能

2 試驗結果及分析

2.1 焊縫成形

不同焊速下焊縫表面成形如圖1所示。當焊速較低時(v= 50 mm/min)，較大的焊接熱輸入造成焊縫金屬過分軟化，塑性金屬粘度較低，因此無法很好的跟隨旋轉攪拌頭由焊縫的后退側(RS)向前進側(AS)回填。最終，滯留在焊縫后退側的塑性金屬形成了較大飛邊。由于回填不充分，在焊縫前進側形成了明顯的溝槽缺陷。此外，過度軟化的塑性金屬也導致焊縫表面的弧形紋的不平整，如圖1a和圖1b所示。隨著焊接速度增加至100 mm/min，焊縫后退側飛邊顯著減小，前進側的溝槽缺陷消失。當焊接速度在100～300 mm/min的范圍內，均能得到良好的焊縫成形，且隨著焊速的增加，焊縫表面弧形紋更加平整。此外，由于焊接過程中焊縫上表面具有更好的散熱條件，在同一焊接速度下，焊縫上表面較下表面更為平整(圖1c～1f)。

圖1 不同焊速下焊縫表面成形

2.2 微觀組織

不同焊速下接頭橫截面宏觀形貌如圖2所示。與單軸肩攪拌摩擦焊相類似，可將雙軸肩攪拌摩擦焊接頭分為攪拌區(qū)(SZ)、熱機影響區(qū)(TMAZ)和熱影響區(qū)(HAZ)，如圖2a所示。由于雙軸肩攪拌摩擦焊上、下兩個軸肩對稱的熱機作用，導致攪拌區(qū)最終呈現上下對稱的“啞鈴狀”形貌，即上、下表面寬而中間窄。雙軸肩攪拌作用更為強烈，攪拌區(qū)的寬度因此明顯大于攪拌針的直徑。

圖2 不同焊速下接頭橫截面

隨著焊接速度從100 mm/min增加至200 mm/min時，攪拌區(qū)的范圍有所增加(圖2a和2b)。當焊速較低時，較高的焊接熱輸入造成塑性金屬粘度較小，能夠跟隨旋轉攪拌頭發(fā)生塑性流動的塑性金屬也較少，因此攪拌區(qū)范圍較窄。而當焊接速度過大時，攪拌頭在單位距離內攪拌的時間較短，因此當焊速超過200 mm/min時，繼續(xù)增加焊速，攪拌區(qū)范圍并未明顯增加(圖2b和2c)。

圖3為典型接頭不同區(qū)域微觀組織。其中，母材區(qū)未受到任何熱機作用，呈現出典型的軋制組織，晶粒及沉淀相沿軋制方向分布(圖3a)。攪拌區(qū)經歷了劇烈的塑性變形和焊接熱循環(huán)，最終呈現出等軸晶形態(tài)，晶粒尺寸較母材有明顯的減小，說明此區(qū)域發(fā)生了動態(tài)再結晶，如圖3b所示。熱機影響區(qū)受到了攪拌區(qū)金屬的剪切作用，晶粒發(fā)生了一定的扭曲。在焊縫前進側熱機影響區(qū)附近可以觀察到材料由焊縫的上、下表面向焊縫內部填充的跡象，如圖3c所示。此外，可以看出熱機影響區(qū)與攪拌區(qū)的分界線在前進側更為明顯，而在后退側較為模糊(圖3c和3d)。這是由于在焊縫成形時，軸肩后方的塑性金屬是由后退側向前進側填充的，因此后退側熱機影響區(qū)與攪拌區(qū)塑性金屬接觸時間更長，塑性流動方向更為一致。在較小的溫度和塑性變形差異下，后退側熱機影響區(qū)與攪拌區(qū)組織的過渡更為平緩，因此分界線在后退側較為模糊。熱影響區(qū)在焊接中只受到焊接熱作用，因此仍保留母材初始的軋制的組織形態(tài)。然而熱影響區(qū)內的沉淀相在焊接熱作用下進一步析出和粗化，因此與母材相比組織更易被腐蝕，晶粒形態(tài)也更為清晰(圖3e)。

圖3 典型接頭各區(qū)域顯微組織

2.3 力學性能

2.3.1 顯微硬度分布

圖4給出了典型接頭橫截面維氏硬度分布云圖。可見，熱機影響區(qū)靠近攪拌區(qū)的位置以及熱機影響區(qū)與熱影響區(qū)交界處硬度值較低，為接頭的兩個薄弱位置。對于可熱處理強化鋁合金，沉淀強化為主要的強化機制，同時伴隨著細晶強化及形變強化。熱影響區(qū)在焊接熱作用下沉淀相發(fā)生粗化，沉淀強化作用減弱，并且隨著向焊縫中心靠近，硬度值持續(xù)降低。熱機影響區(qū)雖然受到了更為嚴重的焊接熱作用，但較大的塑性變形在此區(qū)域引起了形變強化。攪拌區(qū)由于發(fā)生了動態(tài)再結晶，較小的晶粒尺寸起到了細晶強化作用。因此以上兩個區(qū)域的硬度值會得到一定程度的補償。接頭的攪拌區(qū)、熱機影響區(qū)和熱影響區(qū)硬度值均低于母材，組成了接頭的熱軟化區(qū)，其范圍大約為45 mm左右，明顯高于同型號鋁合金單軸肩攪拌摩擦焊。這是由于兩個軸肩產熱較大，且薄板鋁合金自身散熱能力較弱造成的。此外，在攪拌區(qū)內，上、中、下各層硬度值較為均勻。而在熱機影響區(qū)和熱影響區(qū)，靠近板材上、下表面的硬度值明顯高于板材中間層。這是由于熱機影響區(qū)上、下表面更靠近高速旋轉的軸肩，所產生的形變強化效果更為顯著。而熱影響區(qū)板材中心位置散熱條件較差，熱軟化更為嚴重。

圖4 v=200 mm/min時接頭橫截面顯微硬度分布云圖

不同焊接速度下接頭顯微硬度分布如圖5所示，隨著焊接速度的增加，接頭各區(qū)域硬度值呈現先增加后減小的趨勢。對于攪拌摩擦焊過程中所產生的熱量可以分為兩部分，即摩擦產熱和材料塑性變形產熱。其中摩擦產熱的功率主要與攪拌頭旋轉速度成正比。而當焊速較高時，塑性變形產熱的功率與焊接速度成正比。當轉速一定，焊速較低時，摩擦生熱起到主導作用，塑性變形的產熱可以忽略，因此隨著焊速的增加，焊接熱輸入有所降低，顯微硬度值有所增加。當焊速較快時，材料塑性變形引起產熱的效果開始顯現，隨著焊速的增加，各區(qū)域的峰值溫度有所增加，因此硬度值有所下降。

圖5 同焊接速度下接頭顯微硬度分布

2.3.2 接頭拉伸性能

圖6給出了不同焊接速度下接頭抗拉強度及斷后伸長率。當焊接速度v=50 mm/min時，由于焊縫出現溝槽缺陷，接頭抗拉強度僅為11 MPa。隨著焊接速度的提升接頭抗拉強度顯著增加，并在焊速為200 mm/min時達到了最高值，為174 MPa，相應的斷后伸長率為15%，此時接頭抗拉強度達到了母材的87%。繼續(xù)增加焊接速度接頭抗拉強度略有下降，這與顯微硬度的變化規(guī)律相似。

圖6 不同焊接速度下接頭抗拉強度及斷后伸長率

當焊速為100 mm/min時，熱機影響區(qū)受熱軟化較為嚴重，成為接頭薄弱位置，拉伸式樣在此區(qū)域發(fā)生了斷裂，如圖7a所示。當焊速在150～300 mm/min的范圍內，熱機影響區(qū)熱軟化作用減弱，變形強化作用得以顯現，因此拉伸式樣均在最薄弱的熱影響區(qū)發(fā)生斷裂。以上結果與接頭硬度最低值的位置相吻合。對拉伸式樣的斷口表面進行了SEM觀察，可以看到斷口表面布滿了大小不等的圓形或橢圓形的韌窩，韌窩底部存在第二相強化質顆粒，這是典型的韌性斷裂的形貌(圖7b)。

圖7 拉伸式樣斷裂位置及斷口形貌

3 結 論

(1)進行了3 mm厚6063-T4鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接。當攪拌頭轉速為600 r/min時，焊接速度在100～300 mm/min的范圍內，均可獲得成形美觀，無內部缺陷的接頭。

(2)在攪拌區(qū)內，上、中、下各層的硬度分布較為均勻。在熱機影響區(qū)和熱影響區(qū)內，靠近板材上、下表面硬度值高于中間層。

(3)熱機影響區(qū)靠近攪拌區(qū)的位置以及熱機影響區(qū)與熱影響區(qū)的交界處為接頭的兩個薄弱位置。隨著焊接速度的增加，接頭各區(qū)域硬度值及抗拉強度有著先增大后減小的趨勢。

(4)在轉速600 r/min，焊接速度200 mm/min時，接頭抗拉強度達到最大的174 MPa，為母材的87%，斷后伸長率為15%，斷裂位置為接頭的熱影響區(qū)。

[1] 劉會杰, 趙運強, 侯軍才. 自持式攪拌摩擦焊研究[J]. 焊接, 2010(11): 7-10.

[2] 董春林, 欒國紅, 關 橋. 攪拌摩擦焊在航空航天工業(yè)的應用發(fā)展現狀與前景[J]. 焊接, 2008(11): 25-31.

[3] 周 利, 劉朝磊, 王 計, 等. 雙軸肩攪拌摩擦焊技術研究現狀[J]. 焊接, 2015(16):14-18.

[4] 張 健, 李 光, 李從卿, 等. 2219-T4鋁合金雙軸肩FSW與常規(guī)FSW接頭性能對比研究[J]. 焊接, 2008 (11):50-52.

[5] 趙衍華, 李延民, 郝云飛, 等. 2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭組織與性能分析[J]. 宇航材料工藝, 2012, 42(6):70-75.

[6] Zhang H J, Wang M, Zhang X, et al. Microstructural characteristics and mechanical properties of bobbin tool friction stir welded 2A14-T6 aluminum alloy [J]. Materials and Design, 2015, 65:559-566.

2016-12-19

廣東省科學院實施創(chuàng)新驅動發(fā)展能力建設專項資金項目(2017GDASCX-0847)；廣東省應用型科技研發(fā)專項資金項目(2015B090922011)；廣東省重點實驗室建設項目(2012A061400011)。

TG453.9

趙運強，1986年出生，博士,工程師。主要從事攪拌摩擦焊接技術研究，獲國家發(fā)明專利10項，已發(fā)表SCI檢索論文9篇。