毛育青，趙藝達(dá)，江周明，柯黎明

南昌航空大學(xué) 輕合金加工科學(xué)與技術(shù)國(guó)防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室，南昌 330063

隨著航空、航天、船舶等高技術(shù)產(chǎn)業(yè)的飛速發(fā)展，對(duì)金屬材料的使用提出了更高要求，在保持高性能化的同時(shí)，還需追求輕量化，以降低結(jié)構(gòu)件的質(zhì)量。鋁合金具有密度小、耐蝕性好、比強(qiáng)度高等優(yōu)點(diǎn)，已在上述領(lǐng)域的應(yīng)用呈顯著上升趨勢(shì)[1-3]。通常，鋁合金結(jié)構(gòu)件需要采用焊接方法來(lái)連接。作為一種新型固相連接技術(shù)，在攪拌摩擦焊(Friction Stir Welding, FSW)焊接過(guò)程中，母材不熔化，可避免熔焊時(shí)產(chǎn)生的冶金缺陷，接頭質(zhì)量顯著提高[4-5]。因此，它被認(rèn)為是鋁、鎂合金等金屬的最佳焊接技術(shù)[6-7]。目前，該技術(shù)已在飛機(jī)蒙皮與加強(qiáng)筋、船體隔板、高速列車(chē)車(chē)體等鋁合金薄板構(gòu)件的連接中得到有效應(yīng)用[8-10]。

但是，對(duì)鋁合金厚板焊接而言，仍存在很多問(wèn)題，如焊接阻力太大，攪拌頭易磨損斷裂；焊縫成形困難，易形成疏松區(qū)或孔洞型缺陷等。研究發(fā)現(xiàn)，這與焊縫金屬的溫度場(chǎng)分布變化密切相關(guān)[11]。由FSW焊縫成形原理[12]可知，當(dāng)攪拌頭旋轉(zhuǎn)引起塑化金屬沿螺紋表面軸向流動(dòng)時(shí)，在攪拌針根部附近會(huì)形成一個(gè)瞬時(shí)空腔，周?chē)芑饘俦晃氪丝涨恢?，形成抽吸效?yīng)；而在攪拌針端部，塑化金屬將改變流向并擠壓周邊金屬，形成擠壓效應(yīng)。因此，焊接時(shí)“抽吸—擠壓”效應(yīng)的強(qiáng)弱將決定焊縫成形質(zhì)量，而此效應(yīng)又取決于焊縫溫度場(chǎng)分布情況。通常，焊接時(shí)80%的熱量由軸肩與母材金屬摩擦產(chǎn)熱提供，通過(guò)熱傳導(dǎo)作用使母材塑化并發(fā)生充分流動(dòng)而形成致密焊縫[13]。然而，與薄板FSW不同，厚板焊接時(shí)底部金屬僅受攪拌針作用，產(chǎn)熱量少，散熱量多，且焊縫上部熱量無(wú)法及時(shí)傳遞到底部，導(dǎo)致焊縫底部金屬溫度低，無(wú)法被充分塑化，金屬流動(dòng)能力差，使得焊接過(guò)程中抽吸—擠壓效應(yīng)明顯減弱，焊縫成形質(zhì)量較差[14-15]。為了提高某些高熔點(diǎn)合金FSW焊縫金屬的塑化程度和流動(dòng)能力，一些學(xué)者提出了多種復(fù)合FSW技術(shù)。比如，通過(guò)添加感應(yīng)熱、電弧、激光、離子束等作輔助熱源，將其放置在攪拌頭前方，焊接過(guò)程中對(duì)待焊板材上表面進(jìn)行加熱以軟化焊縫金屬，取得了一定的效果[16-19]。但是，這些方法都存在各自的不足，如感應(yīng)加熱會(huì)減少攪拌頭壽命；激光熱量反射較大等。此外，厚板焊接時(shí)需要提高焊縫底部金屬的溫度，因而上述輔助加熱方法并不適合。

鑒于此，本研究通過(guò)設(shè)計(jì)電阻絲加熱平臺(tái)，對(duì)待焊鋁板底部進(jìn)行輔助加熱。通過(guò)改變輔助加熱溫度，調(diào)控焊縫金屬的溫度場(chǎng)及其流動(dòng)方式，研究輔助加熱溫度對(duì)焊縫成形的影響。

1 試驗(yàn)材料及方法

采用圓錐形左螺紋攪拌頭進(jìn)行焊接試驗(yàn)。攪拌頭夾持柄和軸肩的加工材料選用熱處理狀態(tài)的H13模具鋼，而攪拌針則選用固溶時(shí)效態(tài)GH4169鎳基高溫合金。其中，軸肩端面形狀為內(nèi)凹形，內(nèi)凹面深處與邊緣夾角為2°，軸肩直徑為36 mm；攪拌針表面加工成左螺紋，螺距為7 mm；螺紋齒深為1.5 mm；攪拌針根部直徑為14 mm，端部直徑為8 mm，長(zhǎng)度為19.5 mm。

試驗(yàn)基材為20 mm厚的2024-T4鋁合金軋制板材，待焊件尺寸為200 mm×100 mm。焊前使用丙酮對(duì)待焊工件表面進(jìn)行清理。焊接設(shè)備選用X35K型立式銑床改裝的攪拌摩擦焊機(jī)，焊接時(shí)攪拌頭作順時(shí)針旋轉(zhuǎn)，選用的焊接工藝參數(shù)為375 r/min的攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度、37.5 mm/min的焊接速度、2°的傾斜角及0.5 mm的下壓量。

為了實(shí)現(xiàn)對(duì)工件底部進(jìn)行輔助加熱，本試驗(yàn)自主設(shè)計(jì)了一套輔助加熱裝置。其中，加熱裝置總體外圍尺寸為470 mm×270 mm×75 mm，框架內(nèi)放置電阻絲，外表面放置一尺寸為250 mm×200 mm×8 mm的鋼板加熱平臺(tái)，加熱平臺(tái)的溫度可調(diào)范圍為室溫至420 ℃，控制精度±1 ℃。此外，加熱裝置底部裝有冷卻水路，防止?fàn)C傷或損壞焊接設(shè)備。焊接時(shí)，將待焊板材直接固定在加熱平臺(tái)上，通過(guò)溫控開(kāi)關(guān)設(shè)置所需加熱溫度，待加熱板升至預(yù)設(shè)輔助加熱溫度后5 min開(kāi)始焊接試驗(yàn)。其中，輔助加熱攪拌摩擦焊接示意圖如圖1 所示。對(duì)2024-T4鋁合金而言，當(dāng)輔助加熱溫度(T)超過(guò)80 ℃且被長(zhǎng)時(shí)間加熱時(shí)，將會(huì)使得微觀組織發(fā)生變化，改變母材自身力學(xué)性能。因而，本對(duì)比試驗(yàn)所選用溫度不能超過(guò)80 ℃， 即分別選為20 ℃、40 ℃、60 ℃和80 ℃。

為了分析輔助加熱溫度對(duì)焊縫底部金屬溫度場(chǎng)的影響，需要對(duì)焊接熱循環(huán)曲線進(jìn)行實(shí)時(shí)測(cè)量。圖2為焊接熱循環(huán)測(cè)量位置示意圖, AS (Advancing Side)表示焊縫前進(jìn)側(cè)，RS (Retreating Side)表示焊縫返回側(cè)，ω表示攪拌頭順時(shí)針旋轉(zhuǎn)方向。首先，在距工件下表面2 mm、長(zhǎng)度中心處打好直徑為1.1 mm的盲孔，盲孔深度為45 mm，保證圖2 中A、B兩測(cè)溫點(diǎn)距焊縫中心5 mm。然后，將直徑為1 mm的熱電偶插入盲孔底部，并用高溫膠固定，防止焊接時(shí)熱電偶移動(dòng)。試驗(yàn)所用溫度采集器為ADAM-4118，采集器通過(guò)數(shù)據(jù)線連接計(jì)算機(jī)，采集頻率設(shè)為每0.5 s記錄一次溫度值。

圖1 輔助加熱攪拌摩擦焊接Fig.1 Assisted preheating friction stir welding

圖2 焊接熱循環(huán)測(cè)量位置Fig.2 Measuring position of welding thermal cycle

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 焊縫橫截面形貌特征

圖3為20 ℃輔助加熱溫度條件下獲得的焊縫橫截面形貌。其中，圖3中黑色點(diǎn)劃線表示焊縫的中心線。由圖3可見(jiàn)，與薄板FSW焊縫成形形貌特征不同，厚板FSW焊縫攪拌中心區(qū)可分成3個(gè)不同的區(qū)域。其中，除了位于焊縫最上層的軸肩影響區(qū)(Shoulder Affected Zone，SAZ)和位于焊縫底層的焊核區(qū)(Nugget Zone, NZ)外，在兩者之間還存在一個(gè)明顯的疏松區(qū)(Loose Zone，LZ)，其內(nèi)部分布著大量尺寸不一的孔洞。

分析認(rèn)為，攪拌針表面螺紋是致使焊縫塑化金屬沿螺紋槽旋向發(fā)生遷移的主要驅(qū)動(dòng)力[20]。當(dāng)采用左螺紋攪拌頭焊接時(shí)，受攪拌針表面螺紋正壓力和摩擦力的共同作用，焊縫上表面的塑化金屬將沿著螺紋槽向下遷移，并最終脫離攪拌針端部螺紋約束而在其附近堆積，形成初始的焊核區(qū)。受墊板剛性約束的作用，焊核區(qū)內(nèi)的塑化金屬將改變方向開(kāi)始擠壓其周邊金屬，使之發(fā)生彎曲變形。最終，焊核區(qū)向上擴(kuò)展并與上部的軸肩影響區(qū)匯聚、混合，形成焊縫。當(dāng)焊縫金屬溫度足夠高且溫差較小時(shí)，焊接時(shí)的抽吸效應(yīng)越強(qiáng)，向焊核區(qū)內(nèi)遷移的金屬越多，焊核區(qū)越大，對(duì)周邊金屬的擠壓效應(yīng)越強(qiáng)，使得上部軸肩影響區(qū)和下部焊核區(qū)完全混合，疏松區(qū)消失。但是，對(duì)鋁合金厚板焊接而言，在焊縫軸肩影響區(qū)和焊核區(qū)之間形成一個(gè)明顯的疏松區(qū)，分析認(rèn)為，這可能與焊縫金屬的溫度場(chǎng)和流動(dòng)方式發(fā)生變化有關(guān)。

圖3 焊縫橫截面形貌特征Fig.3 Characteristic of cross section of weld

2.2 焊縫金屬流動(dòng)形態(tài)分析

圖4為不同溫度條件下獲得的焊縫橫截面形貌。其中，圖4中的ALZ和ANZ分別表示焊縫中的疏松區(qū)和焊核區(qū)的面積；Ha和Hr分別表示焊縫前進(jìn)側(cè)和返回側(cè)焊核區(qū)高度；W表示焊核區(qū)寬度；藍(lán)色虛線箭頭表示疏松區(qū)內(nèi)金屬遷移方向。由圖4可見(jiàn)，圖4(a)、4(c) 和4(d)中存在明顯的疏松區(qū)，而圖4(b)中的疏松區(qū)消失了。同時(shí)，對(duì)比圖4發(fā)現(xiàn)不同的輔助加熱溫度條件下獲得的焊縫中的疏松區(qū)和焊核區(qū)的尺寸相差較大。當(dāng)輔助加熱溫度為40 ℃，焊縫中的疏松區(qū)消失，焊核區(qū)尺寸明顯增大。但繼續(xù)升高輔助加熱溫度至60 ℃和80 ℃時(shí)，疏松區(qū)再次出現(xiàn)且尺寸和內(nèi)部孔洞反而越來(lái)越大，焊核區(qū)尺寸則逐漸減小。

圖4 不同輔助加熱溫度條件下獲得的焊縫橫截面形貌Fig.4 Cross sections of welds produced at different assisted preheating temperatures

為了定量描述輔助加熱溫度對(duì)焊縫成形的影響程度，對(duì)不同焊縫中的疏松區(qū)和焊核區(qū)尺寸進(jìn)行了測(cè)量，統(tǒng)計(jì)結(jié)果如圖5所示，圖5中H表示焊核區(qū)高度。由圖5可見(jiàn)，隨著輔助加熱溫度升高，焊縫中的焊核區(qū)寬度、高度及面積呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，而疏松區(qū)面積呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì)。當(dāng)輔助加熱溫度為40 ℃時(shí)，焊縫中的焊核區(qū)尺寸最大，且疏松區(qū)消失，即在適當(dāng)?shù)妮o助加熱溫度條件下焊接時(shí)，焊縫成形質(zhì)量可得到顯著提高。但是，當(dāng)輔助加熱溫度太高時(shí)，所獲得的焊縫內(nèi)部疏松區(qū)面積更大，反而不利于焊縫成形。

研究發(fā)現(xiàn)，在高熔點(diǎn)合金FSW過(guò)程中，施加合適的輔助加熱溫度可以顯著提高焊接熱輸入，使母材金屬得到充分軟化，增加焊縫金屬的流動(dòng)能力[21]。類似，對(duì)鋁合金厚板而言，焊接時(shí)焊縫上下部金屬溫差較大，底部金屬溫度較低，周邊金屬的約束力較大，導(dǎo)致塑化金屬流動(dòng)方式可能發(fā)生變化。當(dāng)在待焊母材底部添加合適的輔助加熱溫度時(shí)，可能會(huì)提高焊縫底部金屬的溫度，減小沿板厚方向上的溫差，使得焊接時(shí)的抽吸-擠壓效應(yīng)顯著增強(qiáng)。焊縫上部的金屬被充分塑化，在抽吸效應(yīng)的作用下沿著螺紋槽旋向向下遷移，且隨著向下遷移金屬的增多，焊核區(qū)更大。同時(shí)，焊縫底部金屬溫度得到提高，焊核區(qū)周邊金屬對(duì)其內(nèi)部塑化金屬的阻力減小，焊核區(qū)塑化金屬擠壓周邊金屬而發(fā)生橫向遷移的距離增大，使得焊縫金屬發(fā)生充分的流動(dòng)而形成致密焊縫，疏松區(qū)消失，如圖4(b)所示。但是，當(dāng)輔助加熱溫度太高時(shí)，一方面，焊縫金屬升溫速率太高，黏度急劇下降，導(dǎo)致攪拌針表面與金屬接觸的界面狀態(tài)容易由原來(lái)的粘著摩擦瞬時(shí)轉(zhuǎn)變?yōu)榛瑒?dòng)摩擦[22]，使得焊接熱輸入量反而降低；另一方面，從焊縫上部向下遷移過(guò)來(lái)的高溫塑性金屬量可能急劇減少，傳導(dǎo)熱量減少，導(dǎo)致焊縫底部金屬溫度明顯降低，周邊金屬的阻力增大，焊核區(qū)橫向遷移距離減小，焊核區(qū)尺寸減小。此外，焊縫底部塑化金屬的流動(dòng)方式也可能發(fā)生變化，導(dǎo)致焊縫內(nèi)再次出現(xiàn)疏松區(qū)缺陷，且疏松區(qū)面積變得更大，如圖4(c)、圖4(d)所示。

圖5 不同輔助加熱溫度條件下獲得的焊核區(qū)和 疏松區(qū)尺寸變化Fig.5 Variation of sizes of nugget zone and loose zone produced at different assisted preheating temperatures

2.3 焊縫金屬峰值溫度變化

由上述試驗(yàn)結(jié)果可知，不同輔助加熱溫度條件下獲得的焊縫橫截面形貌發(fā)生很大變化。上述分析認(rèn)為，這可能與焊接過(guò)程中的金屬溫度場(chǎng)分布變化有關(guān)。圖6為不同輔助加熱溫度條件下、距焊縫下表面2 mm處的焊核區(qū)兩側(cè)金屬的峰值溫度(TP)。其中，黑色柱狀表示焊縫底部前進(jìn)側(cè)焊核區(qū)金屬的峰值溫度，而灰色柱狀表示焊縫底部返回側(cè)焊核區(qū)金屬的峰值溫度。由圖6可見(jiàn)，隨著輔助加熱溫度升高，焊縫底部前進(jìn)側(cè)和返回側(cè)焊核區(qū)金屬的峰值溫度先增大后減小。當(dāng)輔助加熱溫度升高到40 ℃時(shí)，焊縫上、下層金屬的峰值溫度最大，分別達(dá)到415 ℃和409 ℃。繼續(xù)升高輔助加熱溫度，焊縫金屬的溫度出現(xiàn)了下降的趨勢(shì)。其中，當(dāng)輔助加熱溫度升高至80 ℃時(shí)，焊縫上、下層金屬的峰值溫度最低，僅為387 ℃和382 ℃。

圖6 不同輔助加熱溫度條件下所獲得的焊縫底部 金屬的峰值溫度變化Fig.6 Variation of peak temperatures of weld material on the root reached at different assisted preheating temperatures

由此證明，適當(dāng)增加輔助加熱溫度至40 ℃時(shí)，可顯著提升焊縫焊核區(qū)金屬的峰值溫度及高溫停留時(shí)間，從而可減小焊核區(qū)周邊冷金屬對(duì)焊核區(qū)塑性金屬遷移的阻力，提高焊核區(qū)內(nèi)塑性金屬的流動(dòng)能力，使得焊核區(qū)內(nèi)塑性金屬向周?chē)倪w移距離明顯增大，即在焊縫橫截面上表現(xiàn)為焊核區(qū)面積、最大寬度、兩側(cè)高度顯著增加，如圖5 所示。

2.4 厚板FSW焊縫金屬流動(dòng)物理模型

為了分析輔助加熱溫度對(duì)焊縫塑性金屬流動(dòng)方式的影響，建立了不同輔助加熱溫度條件下厚板FSW焊縫金屬流動(dòng)方式變化物理模型，如圖7所示。其中，圖7中Tool表示所使用的攪拌頭；紅色虛線箭頭表示軸肩下方焊縫塑性金屬向底部遷移的路徑；攪拌針端部橙色區(qū)域表示塑性金屬堆積成的擠壓區(qū)(Extruding Zone)；紅色實(shí)線箭頭表示擠壓區(qū)內(nèi)塑性金屬向周?chē)w移的方向；F表示周邊冷金屬對(duì)焊核區(qū)塑性金屬遷移的阻力。根據(jù)上圖6試驗(yàn)結(jié)果可知，在輔助加熱溫度為20 ℃條件下，焊縫底部金屬的峰值溫度較低，單位時(shí)間內(nèi)焊縫上部塑性金屬向底部擠壓區(qū)內(nèi)遷移的金屬量較少，而周邊冷金屬對(duì)擠壓區(qū)塑性金屬遷移的阻力F很大，導(dǎo)致擠壓區(qū)內(nèi)塑性金屬只能沿著攪拌針表面向焊縫上部高溫區(qū)遷移，而向周邊遷移的距離較小，擠壓區(qū)無(wú)法與上層的軸肩影響區(qū)混合充分，在兩區(qū)之間形成一個(gè)明顯的疏松區(qū)，如圖4(a)所示。隨著輔助加熱溫度升高至40 ℃時(shí)，焊縫底部擠壓區(qū)內(nèi)塑性金屬的峰值溫度顯著提高，單位時(shí)間內(nèi)向擠壓區(qū)內(nèi)遷移的塑性金屬量增大，流動(dòng)能力增強(qiáng)，且周邊冷金屬溫度也明顯提高，遷移阻力F顯著減小，導(dǎo)致擠壓區(qū)內(nèi)塑性金屬遷移方式逐漸向擠壓周?chē)饘倭鲃?dòng)轉(zhuǎn)變，導(dǎo)致塑性金屬向四周遷移的距離明顯增大。焊縫塑性金屬充分流動(dòng)，擠壓區(qū)與軸肩影響區(qū)充分混合，形成致密的焊縫，疏松區(qū)消失，如圖4(b)所示。但是，當(dāng)輔助加熱溫度繼續(xù)升高至60 ℃和80 ℃時(shí)，由于焊縫金屬的升溫速率太大，黏度下降，導(dǎo)致焊縫塑性金屬與攪拌針接觸的摩擦界面狀態(tài)由粘著摩擦瞬時(shí)向滑動(dòng)摩擦轉(zhuǎn)變，焊接總熱輸入量減小，塑性金屬峰值溫度降低，周邊冷金屬阻力F明顯增大，導(dǎo)致擠壓區(qū)內(nèi)塑性金屬又開(kāi)始向原始的沿著攪拌針表面向焊縫上部高溫區(qū)遷移方式轉(zhuǎn)變。使得底部擠壓區(qū)內(nèi)塑性金屬向周邊遷移的距離減小，擠壓區(qū)無(wú)法與軸肩影響區(qū)充分混合，接頭內(nèi)部再次出現(xiàn)疏松孔洞缺陷，且疏松區(qū)尺寸有逐漸增大的趨勢(shì)，如圖4(c)和圖4(d)所示。

圖7 厚板FSW焊縫金屬流動(dòng)方式變化物理模型Fig.7 Physical model for variation of plastic flow patterns of weld material of FSW thick plate

3 結(jié) 論

1) 隨著輔助加熱溫度從20 ℃升高至80 ℃，焊縫內(nèi)部焊核區(qū)寬度、高度及面積呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，而疏松區(qū)面積呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì)。其中，當(dāng)輔助加熱溫度為40 ℃時(shí)，焊縫內(nèi)部焊核區(qū)尺寸最大，疏松區(qū)消失。

2) 當(dāng)輔助加熱溫度升高至40 ℃時(shí)，可顯著提高焊核區(qū)塑性金屬的峰值溫度及高溫停留時(shí)間，導(dǎo)致塑性金屬的流動(dòng)能力明顯增強(qiáng)，焊縫成形質(zhì)量得到顯著提高。

3) 當(dāng)輔助加熱溫度從20 ℃升高到40 ℃時(shí)，焊核區(qū)塑性金屬遷移方式將由沿?cái)嚢栳槺砻嫦蚝缚p上部高溫區(qū)遷移轉(zhuǎn)變?yōu)閿D壓焊核區(qū)周邊冷金屬而發(fā)生橫向遷移。但是，當(dāng)輔助加熱溫度增加至60 ℃時(shí)，焊核區(qū)塑性金屬又開(kāi)始向原始的沿?cái)嚢栳槺砻嫦蚝缚p上部高溫區(qū)遷移方式轉(zhuǎn)變，且遷移程度有明顯增大的趨勢(shì)，導(dǎo)致疏松區(qū)缺陷再次出現(xiàn)。