胡一杰， 孫有平， 何江美， 李旺珍

（廣西科技大學(xué) 機(jī)械與交通工程學(xué)院，廣西 柳州545006）

2524 鋁合金是目前生產(chǎn)大飛機(jī)蒙皮的主要材料［1-2］。 鉚接和熔焊是現(xiàn)階段鋁合金的主流連接方法，但由于鉚接技術(shù)存在工藝復(fù)雜、增重明顯，熔焊存在能耗高、接頭綜合性能低等缺點(diǎn)，嚴(yán)重限制了其發(fā)展［3-7］。 攪 拌 摩 擦 點(diǎn) 焊（Friction stir spot welding，F(xiàn)SSW）是一種新型固相焊接技術(shù)［8-12］，相比于傳統(tǒng)連接方法，具有生產(chǎn)成本低、接頭強(qiáng)度高等優(yōu)點(diǎn)。 優(yōu)化焊接工藝是實(shí)現(xiàn)接頭組織與性能提升最有效的方法之一［13-16］。 目前對(duì)于2524 鋁合金的FSSW 研究較少，本文探究在不同攪拌頭轉(zhuǎn)速下焊接接頭的成形性、力學(xué)性能和組織演變規(guī)律。

1 試 驗(yàn)

試驗(yàn)采用大應(yīng)變軋制工藝［17］制備的2524 鋁合金薄板為母材，其化學(xué)成分如表1 所示，板材抗拉強(qiáng)度為430 MPa，斷后伸長(zhǎng)率12.3%。 圖1 為待焊2524 鋁合金板材三維金相組織照片，從圖中可以看出，組織沿軋制方向呈明顯的帶狀形態(tài)。 圖2 為試驗(yàn)用攪拌頭結(jié)構(gòu)，攪拌針為圓錐形，小端直徑3 mm，長(zhǎng)度3 mm，右旋螺紋；軸肩為雙內(nèi)凹同心圓環(huán)結(jié)構(gòu)，直徑10 mm；焊接時(shí)攪拌頭傾角為2.5°。

表1 2524 鋁合金化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）／%

圖1 2524 鋁合金母材三維金相組織

圖2 攪拌頭結(jié)構(gòu)

FSSW 工藝參數(shù)如表2 所示，其它焊接參數(shù)在以往試驗(yàn)基礎(chǔ)上擬定。 試件尺寸取60 mm×20 mm×2 mm，焊前用鋼絲刷去除板材表面氧化膜，再用丙酮清洗以去除表面油污，風(fēng)干后進(jìn)行焊接。 接頭采用搭接形式，搭接面積20 mm ×25 mm，每組參數(shù)取5 個(gè)焊接試樣，3 個(gè)用于力學(xué)性能測(cè)試、1 個(gè)用于金相試驗(yàn)、1 個(gè)用于硬度測(cè)試。

表2 試樣焊接工藝參數(shù)

在JK-5 型多功能焊接機(jī)上進(jìn)行焊接試驗(yàn)；拉伸試驗(yàn)使用ETM105D 型電子萬能試驗(yàn)機(jī)；金相試樣使用線切割法，沿板材軋制方向，焊點(diǎn)中心位置對(duì)試樣進(jìn)行切割，打磨并拋光后使用混合酸水溶液（2 mL HF＋3 mL HCL ＋5 mL HNO3＋190 mL H2O）進(jìn)行浸蝕，采用Leica DMI3000M 型顯微鏡觀察焊接接頭顯微組織；采用HVS-1000 Z 型顯微硬度計(jì)測(cè)試焊接接頭硬度分布規(guī)律，加載載荷為9.8 N，加載時(shí)間為10 s，硬度采集方法為：在平行于上板上表面1 mm 位置，每間隔0.5 mm進(jìn)行硬度采點(diǎn)；采用SIGMA 場(chǎng)發(fā)射掃描電鏡觀察拉伸斷口形貌。

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 轉(zhuǎn)速對(duì)宏觀形態(tài)的影響

表3 為不同攪拌頭轉(zhuǎn)速下焊點(diǎn)表面與拉伸斷口宏觀形態(tài)。 在FSSW 過程中，攪拌頭壓入待焊材料后，金屬被擠出，形成飛邊（點(diǎn)1），隨轉(zhuǎn)速增加金屬沉積增多（點(diǎn)2）。 FSSW 焊接接頭單向拉伸斷口大致呈現(xiàn)兩種形式：當(dāng)轉(zhuǎn)速低于700 r／min 時(shí)，結(jié)合區(qū)在剪切作用下平行于搭接面斷裂，斷口光亮平整；當(dāng)轉(zhuǎn)速達(dá)到900 r／min 后，結(jié)合面呈一定傾斜角度斷裂，斷后部分材料殘留在上板（點(diǎn)3），其中撕裂的一側(cè)呈光亮狀態(tài)（點(diǎn)6），另一邊未有明顯光亮的撕裂痕跡（點(diǎn)7）。 而斷口左右寬度不一致（點(diǎn)4、點(diǎn)5），是因?yàn)閿嚢桀^在焊接過程中呈一定傾斜角度壓入形成。

表3 不同攪拌頭轉(zhuǎn)速下的表面形貌與斷口形態(tài)

圖3 為焊接接頭在不同轉(zhuǎn)速下的組織形貌。 假設(shè)勾形缺陷（Hook）末端與“匙孔”之間的距離為有效連接寬度W，從兩板結(jié)合面到Hook 末端的距離為Hook彎曲高度H。 由圖3 可知，隨轉(zhuǎn)速增加，Hook 從向下彎曲演變?yōu)橄蛏蠌澢?，H 值逐漸增大，熱機(jī)影響區(qū)畸變程度增加，造成這種現(xiàn)象的原因在于：當(dāng)轉(zhuǎn)速較小時(shí)，攪拌頭對(duì)材料擠壓弱、摩擦生熱少，造成金屬塑化程度低、流動(dòng)性差，受螺紋向下的擠壓作用后，高壓塑性金屬向下運(yùn)動(dòng)，擠壓下方或外側(cè)未塑化金屬，引起組織畸變。 因?yàn)榻饘偎芑潭鹊?，鋁合金導(dǎo)熱性強(qiáng)、冷卻速度快，塑性金屬?zèng)]有足夠的能量繼續(xù)運(yùn)動(dòng)，形成了Hook向下彎曲的形貌。 當(dāng)轉(zhuǎn)速增大后，金屬受到的攪拌作用增強(qiáng)、摩擦生熱增加，金屬的塑化范圍增大、程度加深，在受到底部未塑化材料的阻礙作用時(shí)依然有足夠的能量向外或向上運(yùn)動(dòng)［12，18］，當(dāng)向上的驅(qū)動(dòng)力和上方軸肩的阻礙作用平衡時(shí)，停止向上運(yùn)動(dòng)，造成Hook 向上彎曲和組織畸變程度增大的現(xiàn)象，最終呈現(xiàn)出隨轉(zhuǎn)速增加，Hook 向上彎曲程度增加的趨勢(shì)。

圖3 不同轉(zhuǎn)速下焊接接頭組織形貌

從圖3 可以看出，隨轉(zhuǎn)速增加，焊核區(qū)寬度增大。根據(jù)再結(jié)晶理論［10］，再結(jié)晶程度取決于材料的應(yīng)變速率和溫度，當(dāng)轉(zhuǎn)速增加，材料應(yīng)變速率和溫度均增大，再結(jié)晶區(qū)域變寬，造成焊核區(qū)寬度逐漸增大。

由圖3 可知，W 值隨轉(zhuǎn)速增加先增大后減小，其值大小取決于焊核區(qū)寬度和Hook 的彎曲程度。 如圖3（b）所示，在轉(zhuǎn)速較低時(shí)，Hook 擴(kuò)展至熱機(jī)影響區(qū)后終止，因?yàn)榇藭r(shí)組織畸變程度低，在焊核區(qū)內(nèi)的兩板搭接面受到攪拌作用后，隨焊核區(qū)組織發(fā)生均勻混合，搭接面被打碎后形成穩(wěn)定的連接，造成Hook 終止于熱機(jī)影響區(qū)的現(xiàn)象，而W 值近似為焊核區(qū)寬度。 當(dāng)轉(zhuǎn)速較高時(shí)，如圖3（c）所示，此時(shí)Hook 向上彎曲程度顯著增大，以弱結(jié)合的形式持續(xù)擴(kuò)展至焊核區(qū)，因?yàn)榇藭r(shí)組織畸變程度較高，H 值過大，由圖2 可以知道，在靠近軸肩位置的攪拌針根部無螺紋存在，對(duì)于促進(jìn)材料發(fā)生混合、消除Hook 的效果顯著降低，使得W 值小于焊核區(qū)寬度。 所以造成了隨轉(zhuǎn)速增加，W 值先增大后減小的趨勢(shì)。

圖4 為單向拉伸試驗(yàn)中兩種斷裂模式形成原因示意圖。 如圖4（a）所示，轉(zhuǎn)速較低時(shí)，Hook 彎曲程度低，結(jié)合面受剪切力作用時(shí)，裂紋沿Hook 末端平行于搭接面向匙孔區(qū)域擴(kuò)展。 如圖4（b）所示，在較高轉(zhuǎn)速下，Hook 向上彎曲嚴(yán)重，在拉伸過程中，c 側(cè)結(jié)合面受張力作用，裂紋沿Hook 末端向匙孔擴(kuò)展，沿結(jié)合面發(fā)生剝離，形成表3 中點(diǎn)6 斷裂形態(tài)，d 側(cè)材料受相互擠壓力作用發(fā)生撕裂，形成表3 中點(diǎn)7 形態(tài)。

圖4 兩種不同斷裂模式示意

2.2 轉(zhuǎn)速對(duì)微觀組織的影響

圖5 為700 r／min 時(shí)接頭微觀組織。 經(jīng)FSSW 后，接頭主要包括以下幾個(gè)區(qū)域：焊核區(qū)、熱機(jī)影響區(qū)、熱影響區(qū)和母材區(qū)。 如圖5 所示，靠近焊核區(qū)的熱機(jī)影響區(qū)組織受攪拌和熱影響較強(qiáng)，部分區(qū)域發(fā)生了動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，組織顯著細(xì)化，但仍然沿變形方向分布；靠近熱影響區(qū)一側(cè)，組織受攪拌和熱循環(huán)作用影響較小，晶粒呈現(xiàn)軋制后的板條狀形態(tài)，僅發(fā)生了輕微的扭曲變形；焊核區(qū)組織發(fā)生完全動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，其中靠近攪拌針的區(qū)域相較于靠近上表面軸肩下方的區(qū)域組織更加細(xì)小，形成原因在于攪拌摩擦焊接過程中，軸肩與材料摩擦產(chǎn)熱量遠(yuǎn)大于攪拌針［18］。

圖5 700 r／min 時(shí)接頭顯微組織形貌

圖6 為單向拉伸斷口的SEM 圖。 可以看出，斷口中有大量韌窩存在，接頭呈現(xiàn)韌性斷裂。 300 r／min時(shí)，韌窩較淺，呈拋物線形的剪切韌窩，韌窩底部無明顯第二相粒子分布；1 100 r／min 時(shí)，韌窩更深，韌窩底部存在大量第二相粒子，說明轉(zhuǎn)速增加促進(jìn)了第二相粒子的析出，而第二相粒子數(shù)量增加，對(duì)位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)的阻礙作用增強(qiáng)，對(duì)接頭強(qiáng)度的提升有很大貢獻(xiàn)。

圖6 斷口SEM 形貌圖

2.3 轉(zhuǎn)速對(duì)焊接接頭力學(xué)性能的影響

圖7 為不同轉(zhuǎn)速下焊接接頭顯微硬度分布圖。由圖7 可知，從焊核區(qū)到母材區(qū)硬度先下降后回升。在焊核區(qū)內(nèi)，隨轉(zhuǎn)速增加，硬度呈增大趨勢(shì)，轉(zhuǎn)速在1 100 r／min 時(shí)的硬度最大，達(dá)到133.9HV，在300 r／min時(shí)硬度最小，僅116.2HV；但在熱影響區(qū)內(nèi)轉(zhuǎn)速為300 r／min 時(shí)，硬度相較于其它參數(shù)反而更高，其原因在于隨轉(zhuǎn)速增加，焊核區(qū)的晶粒尺寸和位錯(cuò)密度均增加［8］，有限的位錯(cuò)密度對(duì)組織的強(qiáng)度貢獻(xiàn)要大于晶粒尺寸。 在熱影響區(qū)，隨著轉(zhuǎn)速增加，攪拌頭與材料摩擦產(chǎn)生的熱量也越大，熱影響區(qū)組織的熱暴露溫度也越高，析出相的溶解或粗化程度增加［14］，造成了熱影響區(qū)在300 r／min 時(shí)硬度最高的現(xiàn)象。

圖8 為接頭單向拉伸試驗(yàn)的剪切強(qiáng)度曲線。 可以看出，接頭剪切強(qiáng)度隨轉(zhuǎn)速增加先增大后減小。 在低轉(zhuǎn)速下，接頭有效連接寬度低，且起到主要連接作用的焊核區(qū)硬度低，使得接頭強(qiáng)度較低；隨轉(zhuǎn)速增加，有效連接寬度增大，焊核區(qū)硬度增加，接頭強(qiáng)度逐漸增加，在轉(zhuǎn)速達(dá)到700 r／min 時(shí)剪切達(dá)到最大值3 510 N；當(dāng)轉(zhuǎn)速為900 r／min 后，雖然焊核區(qū)硬度持續(xù)增大，但有效連接寬度降低，使得剪切強(qiáng)度逐漸降低。

圖8 FSSW 接頭剪切強(qiáng)度曲線

3 結(jié) 論

1） 攪拌頭轉(zhuǎn)速顯著影響焊接接頭組織形態(tài)。 接頭有效連接寬度與焊核區(qū)寬度和Hook 畸變程度有關(guān)，隨轉(zhuǎn)速增大，焊核區(qū)寬度與Hook 畸變程度均顯著增大，焊接接頭有效連接寬度先增大后減小。 焊核區(qū)發(fā)生完全動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，攪拌針作用區(qū)域組織更加細(xì)小，靠近軸肩作用區(qū)域，組織受較高溫度影響明顯粗化。

2） 在單向拉伸試驗(yàn)中，焊接接頭存在兩種斷裂模式：低轉(zhuǎn)速下平行于搭接面斷裂和高轉(zhuǎn)速下沿一定傾角斷裂。 接頭受剪切作用，斷口呈現(xiàn)剪切韌窩形態(tài)，韌窩較小且淺；在高轉(zhuǎn)速下，接頭斷口的韌窩底部存在大量第二相粒子，且分布均勻，焊接接頭為韌性斷裂。

3） 從焊核區(qū)到母材區(qū)，顯微硬度先降低后回升。焊核區(qū)顯微硬度隨轉(zhuǎn)速增加逐漸增大，而熱影響區(qū)在300 r／min 時(shí)硬度最高。 接頭剪切強(qiáng)度隨轉(zhuǎn)速增加呈先增大后減小的變化規(guī)律，在700 r／min 時(shí)達(dá)到最大值3 510 N。