李 超 張 玥 高 原 周 利 王 寧

（1 天津航天長(zhǎng)征火箭制造有限公司，天津 300462）

（2 首都航天機(jī)械有限公司，北京 100076）

（3 哈爾濱工業(yè)大學(xué)（威海）山東省特種焊接重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，威海 264209）

文 摘 對(duì)2219+5A06鋁合金進(jìn)行了回填式攪拌摩擦點(diǎn)焊試驗(yàn)，研究了攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度，下壓-回抽速度和壓入量等工藝參數(shù)對(duì)點(diǎn)焊接頭力學(xué)性能的影響。對(duì)不同參數(shù)焊接的點(diǎn)焊接頭進(jìn)行了剪切拉伸抗力試驗(yàn)。結(jié)果表明：攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度和下壓-回抽速度對(duì)點(diǎn)焊接頭的力學(xué)性能影響較大，而壓入量對(duì)力學(xué)性能的影響較小。對(duì)點(diǎn)焊接頭的微觀組織分析表明，焊點(diǎn)接頭可分為焊核區(qū)、豎直面熱機(jī)影響區(qū)和水平面熱機(jī)影響區(qū)三個(gè)部分。焊核區(qū)及水平面熱機(jī)影響區(qū)為細(xì)小的等軸晶粒，水平面熱機(jī)影響區(qū)形成與板材平行的結(jié)合面，豎直面熱機(jī)影響區(qū)及焊點(diǎn)根部的hook缺陷是焊點(diǎn)力學(xué)性能的薄弱區(qū)域。

0 引言

攪拌摩擦點(diǎn)焊是在傳統(tǒng)攪拌摩擦焊基礎(chǔ)上發(fā)展而來(lái)的一種新型點(diǎn)連接技術(shù)，作為一種固相連接技術(shù)，由于其接頭質(zhì)量高、焊接變形小及綠色節(jié)能等優(yōu)點(diǎn)在航空航天及汽車等領(lǐng)域得到了廣泛關(guān)注?；跀嚢栳樋苫爻榈幕靥钍綌嚢枘Σ咙c(diǎn)焊方法，可得到平整無(wú)匙孔的點(diǎn)焊接頭，在無(wú)外來(lái)填充材料的條件下就可得到填充致密的焊接接頭?；靥钍綌嚢枘Σ咙c(diǎn)焊采用攪拌針和攪拌套分體的特殊攪拌頭，通過精確控制攪拌針和攪拌套的相對(duì)運(yùn)動(dòng)，在焊接的最后階段采用攪拌套下壓，攪拌針回抽或攪拌針下壓，攪拌套回抽兩種工藝方式，使匙孔附近被擠出的塑態(tài)化金屬材料重新回填在焊接過程中形成的孔隙里，得到成型質(zhì)量更好，力學(xué)性能更佳的點(diǎn)焊接頭，生產(chǎn)效率高且易于實(shí)現(xiàn)自動(dòng)化［1］?；靥钍侥Σ寥c(diǎn)焊的焊接過程分為四個(gè)階段［2］：

（1）旋轉(zhuǎn)預(yù)熱階段，攪拌工具向工件施加一定的軸向壓力，在壓力作用下，攪拌針和攪拌套旋轉(zhuǎn)與工件摩擦產(chǎn)生摩擦熱使周圍的材料軟化，如圖1中（a）所示；

（2）攪拌套下壓，攪拌針回抽階段，塑性金屬在攪拌套的壓力下向上流動(dòng)，填充攪拌針回抽后留下的空間，如圖1中（b）所示；

（3）攪拌套回抽，攪拌針下壓回填階段，塑性金屬在攪拌針的壓力下回流，填充攪拌套上升后留下的空間，如圖1中（c）所示；

（4）攪拌工具焊接完成回撤階段，當(dāng)攪拌套和攪拌針平齊時(shí)同時(shí)離開工件表面，形成平整焊點(diǎn)，如圖1中（d）所示。

圖1 填充式攪拌摩擦點(diǎn)焊示意圖Fig.1 Schematic diagram of RFSSW

本文針對(duì)2219+5A06 鋁合金材料組合，進(jìn)行回填式攪拌摩擦點(diǎn)焊試驗(yàn)，研究不同焊接參數(shù)對(duì)2219+5A06 鋁合金材料組合的點(diǎn)焊接頭力學(xué)性能的影響，確定其主要影響因素，并對(duì)工藝參數(shù)優(yōu)化的焊接接頭微觀組織進(jìn)行分析。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 材料及方法

采用上下兩塊板材搭接方式，下層板材為2219鋁合金，厚度8 mm，上層板材為5A06鋁合金，厚度2 mm，2219及5A06鋁合金主要化學(xué)成分見表1和表2。

表1 2219鋁合金主要化學(xué)成分Tab.1 Main chemical composition of 2219 aluminum alloy%（w）

表2 5A06鋁合金主要化學(xué)成分Tab.2 Main chemical composition of 5A06 aluminum alloy%（w）

采用的焊接工具攪拌針直徑為5.2 mm，攪拌套直徑為9.1 mm，壓緊套直徑為20 mm，試驗(yàn)平臺(tái)及攪拌工具如圖2所示。以厚度為2 mm 的上層板材為焊接壓入點(diǎn)。焊接前，對(duì)2 mm 5A06 板材正、反面待焊區(qū)域及8 mm 板搭接區(qū)域進(jìn)行打磨清理，去除氧化膜，將試驗(yàn)板材安裝固定于焊接設(shè)備墊板上。

圖2 試驗(yàn)平臺(tái)及攪拌工具Fig.2 Test platform and mixing tool

試驗(yàn)時(shí)，先使壓緊套壓緊板材待焊位置，攪拌套與攪拌頭以相同速度旋轉(zhuǎn)，并同時(shí)下壓0.1 mm，使攪拌套和攪拌頭與母材充分接觸并產(chǎn)生摩擦熱，這段時(shí)間為摩擦預(yù)熱時(shí)間，試驗(yàn)中將摩擦預(yù)熱時(shí)間T1 固定為1.0 s。在摩擦預(yù)熱過程中，與攪拌套和攪拌頭接觸的母材金屬被軟化，為后續(xù)階段焊接中金屬的充分流動(dòng)提供基礎(chǔ)。摩擦預(yù)熱后，在程序的控制下，攪拌套開始下壓，同時(shí)攪拌針回抽，攪拌套下壓深度即為焊接壓入量，之后攪拌針下壓，攪拌套回抽，直至攪拌針與攪拌套齊平，完成焊點(diǎn)的焊接。焊點(diǎn)直徑由攪拌套直徑?jīng)Q定，為9.1 mm，焊接完成后，對(duì)焊點(diǎn)表面進(jìn)行圓滑處理，去除毛刺及凸起等。

1.2 性能測(cè)試

對(duì)回填式攪拌摩擦點(diǎn)焊接頭進(jìn)行拉剪試驗(yàn)，試驗(yàn)前需要在試樣兩端加2 塊與母材同等厚度的墊片進(jìn)行厚度補(bǔ)償，防止拉剪時(shí)造成試樣的彎曲，如圖3所示。采用美國(guó)英斯特朗的Instron5967-30KN 萬(wàn)能材料試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行拉剪試驗(yàn)，加載速度1 mm/min。金相試樣采用電火花數(shù)控切割機(jī)沿焊點(diǎn)中心進(jìn)行切割，用自動(dòng)金相鑲嵌機(jī)制作金相試樣，經(jīng)粗磨，精磨，拋光后，用凱樂試劑（1.5 mL HCl、1 mL HF、2.5 mL HNO3、95 mL H2O）對(duì)試樣進(jìn)行20 s的腐蝕，用水將表面洗凈，并用酒精沖洗，用風(fēng)吹干。然后采用日本OLYMPUS 的DSX510 光學(xué)數(shù)碼顯微鏡對(duì)接頭的焊點(diǎn)成形及典型結(jié)構(gòu)進(jìn)行觀察分析。

圖3 剪切拉伸試驗(yàn)示意圖Fig.3 Schematic diagram of shear tensile test

2 結(jié)果及討論

2.1 焊接工藝參數(shù)及力學(xué)性能分析

影響回填式攪拌摩擦點(diǎn)焊接頭性能的主要工藝參數(shù)包括：攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度S，下壓-回抽速度V，壓入量L。為了準(zhǔn)確快速的找到優(yōu)化的工藝參數(shù)，使用正交試驗(yàn)方案，采用L9(33)正交表安排試驗(yàn)，根據(jù)初步的試驗(yàn)和計(jì)算，確定3個(gè)因子的水平如表3所示。

表3 回填式攪拌摩擦點(diǎn)焊試驗(yàn)各因子水平Tab.3 Factor levels of RFSSW test

通過對(duì)焊點(diǎn)進(jìn)行剪切拉伸抗力試驗(yàn)，分析工藝參數(shù)對(duì)焊點(diǎn)接頭力學(xué)性能的影響。觀察焊點(diǎn)斷裂宏觀形貌可得，剪切拉伸時(shí)，接頭處上板產(chǎn)生嚴(yán)重翹曲，焊點(diǎn)沿豎直面熱機(jī)影響區(qū)從上層板整圈脫落并留在下層板上，上層板形成與焊點(diǎn)尺寸一致的孔洞，斷裂模式均為塞形斷裂。拉剪斷裂形貌見圖4。

圖4 拉剪斷裂形貌Fig.4 Shear tensile fracture morphology

在試驗(yàn)參數(shù)范圍內(nèi)，隨著攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度S的增加，焊點(diǎn)剪切抗力逐漸增大，當(dāng)增加到一定值時(shí)，力學(xué)性能隨著旋轉(zhuǎn)速度的繼續(xù)增加略有下降。隨著下壓-回抽速度的增加，焊點(diǎn)剪切抗力有增大的趨勢(shì)，當(dāng)下壓-回抽速度超過35 mm/min時(shí)，力學(xué)性能基本維持在同一水平。隨著壓入量L的增加，焊點(diǎn)剪切抗力略有增加，當(dāng)增加到一定值后，力學(xué)性能基本維持不變。試驗(yàn)選擇攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度1 200 r/min，下壓-回抽速度35 mm/min，壓入量2.2 mm為優(yōu)化后工藝參數(shù)進(jìn)行重復(fù)性焊接，獲得的拉剪力平均載荷為10.51 kN。

同時(shí)對(duì)影響焊點(diǎn)表面成型質(zhì)量的主要因素進(jìn)行了分析，影響焊點(diǎn)表面成型的主要因素為攪拌頭的旋轉(zhuǎn)速度S和下壓-回抽速度V。當(dāng)S及V合理時(shí)，焊點(diǎn)表面光滑，無(wú)環(huán)溝槽、起皮和粘黏現(xiàn)象，如圖5中（a）所示。當(dāng)攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度過低，下壓-回抽時(shí)間過小時(shí)，攪拌工具產(chǎn)生的摩擦熱輸入不足，攪拌工具無(wú)法對(duì)焊點(diǎn)金屬起到充分的機(jī)械攪拌作用，塑態(tài)金屬流動(dòng)回填不充分，使得焊點(diǎn)內(nèi)產(chǎn)生空腔和環(huán)溝槽等體積型缺陷，惡化焊點(diǎn)的表面成型和力學(xué)性能［4-5］，如圖5中（b）所示。當(dāng)攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度過高，下壓-回抽時(shí)間過長(zhǎng)時(shí)，焊點(diǎn)熱輸入過大，使焊點(diǎn)表面出現(xiàn)起皮和粘黏現(xiàn)象，如圖5中（c）所示。

圖5 焊點(diǎn)表面成型Fig.5 Surface morphologies of solder joints

受焊點(diǎn)下凹結(jié)構(gòu)影響，X光檢測(cè)圖像顯示焊點(diǎn)邊緣呈環(huán)形陰影（圖6），這種環(huán)形陰影為正常的結(jié)構(gòu)影像，對(duì)于焊點(diǎn)表面的環(huán)溝槽缺陷，在X 光影像中呈現(xiàn)明顯的暗度較大的黑線特征。

圖6 焊點(diǎn)X光成像Fig.6 X-ray image of solder joints

2.2 焊點(diǎn)接頭顯微組織分析

對(duì)工藝參數(shù)為旋轉(zhuǎn)速度1 200 r/min、下壓-回抽速度45 mm/min、壓入量為2.2 mm 的點(diǎn)焊接頭微觀組織進(jìn)行了分析。根據(jù)焊點(diǎn)的組織形態(tài)特點(diǎn)，可將焊點(diǎn)接頭分為焊核區(qū)（NZ），豎直面熱機(jī)影響區(qū)（VTMAZ）和水平面熱機(jī)影響區(qū)（HTMAZ）三個(gè)部分［6］。其中，豎直面熱機(jī)影響區(qū)分界面明顯，可清晰觀察到焊點(diǎn)金屬在攪拌頭的機(jī)械攪拌和摩擦熱作用下的過渡界面和扭曲變形的晶粒。在焊核區(qū)，可觀察到由攪拌針和攪拌套聯(lián)合作用下所形成的環(huán)狀分層，在豎直面熱機(jī)影響區(qū)和水平面熱機(jī)影響區(qū)交界處為Hook 缺陷，Hook 缺陷的存在，使整個(gè)焊核區(qū)呈“碗”狀。在拉剪力的作用下，起裂點(diǎn)往往首先出現(xiàn)在Hook缺陷處，并沿Hook缺陷環(huán)向擴(kuò)展形成連續(xù)裂紋，導(dǎo)致接頭失效，Hook缺陷形貌如圖7所示。

圖7 焊點(diǎn)接頭宏觀形貌Fig.7 Macro morphology of solder joint

圖8為焊核區(qū)微觀組織特征，與攪拌摩擦焊焊核類似，在攪拌頭的機(jī)械攪拌和摩擦熱作用下，焊核區(qū)金屬發(fā)生了動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，形成了細(xì)小的等軸晶，等軸晶平均晶粒尺寸在5～10 μm，晶粒大小均勻，細(xì)小等軸晶的存在強(qiáng)化了接頭焊核區(qū)的強(qiáng)度。

圖8 焊核區(qū)微觀組織Fig.8 Microstructure of NZ

豎直面熱機(jī)影響區(qū)為母材到焊核區(qū)的過渡區(qū)，在攪拌套下壓及回抽焊接過程中，豎直面熱機(jī)影響區(qū)界面晶粒無(wú)法受到攪拌工具頂鍛力的作用，但受到攪拌工具作用下的線速度差最大，偏向焊核側(cè)的金屬受到的機(jī)械攪拌作用及熱影響均最大，但偏向母材側(cè)的金屬則無(wú)法直接受到機(jī)械攪拌的作用。在摩擦熱作用及界面處高速旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)金屬的帶動(dòng)作用下，偏向母材側(cè)晶粒被拉長(zhǎng)，在攪拌套不同焊接階段的機(jī)械攪拌作用下，焊點(diǎn)下端偏向母材側(cè)的晶粒為向下拉伸，而焊點(diǎn)上端偏向母材側(cè)晶粒為向上拉伸。豎直面熱機(jī)影響區(qū)微觀形態(tài)如圖9所示。

圖9 豎直面熱機(jī)影響區(qū)Fig.9 Microstructure of VTMAZ

受攪拌套的機(jī)械攪拌和頂鍛力作用，水平面熱機(jī)影響區(qū)的晶粒主要由細(xì)小等軸晶組成，形成與板材平行的結(jié)合面［7］。塑態(tài)材料在攪拌套擠壓作用下向上流動(dòng)填補(bǔ)空腔，然后在攪拌針的下壓過程中回流，金屬經(jīng)歷了較大的塑性變形，因此該處產(chǎn)生與焊核區(qū)相同的細(xì)晶組織，且與母材組織之間無(wú)急劇的過渡界面，有利于焊點(diǎn)接頭力學(xué)性能的提高。

在焊點(diǎn)根部，因受到攪拌套回抽階段影響，形成了L形鉤狀區(qū)域，該區(qū)域即為Hook缺陷（見圖10、圖11）。豎直面熱機(jī)影響區(qū)界面金屬劇烈的相對(duì)運(yùn)動(dòng)使得該處產(chǎn)生了明顯的界面，與Hook區(qū)域相連，是焊點(diǎn)力學(xué)性能的薄弱區(qū)域［8-9］。

圖10 Hook缺陷Fig.10 Hook defect

圖11 焊點(diǎn)根部特征Fig.11 Root characteristics of spot welding joints

對(duì)2219+5A06焊點(diǎn)斷口進(jìn)行了剖切并制備金相試樣，并進(jìn)行了SEM分析（見圖12、圖13）。起裂源位于Hook缺陷處，裂紋沿豎直面熱機(jī)影響區(qū)向上層板擴(kuò)展，最終使整個(gè)焊點(diǎn)從上層板脫落，并留在下層板上，焊點(diǎn)的性能薄弱區(qū)為Hook缺陷和豎直面熱機(jī)影響區(qū)。

圖12 斷口金相Fig.12 Fracture metallographic

圖13 斷口SEM Fig.13 Fracture SEM

3 結(jié)論

（1）對(duì)2219+5A06鋁合金進(jìn)行了回填式攪拌摩擦點(diǎn)焊試驗(yàn)，得到了表面成型質(zhì)量?jī)?yōu)良、力學(xué)性能較高的點(diǎn)焊接頭。

（2）分析了不同工藝參數(shù)對(duì)2219+5A06 回填式攪拌摩擦點(diǎn)焊接頭力學(xué)性能的影響，攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度和下壓-回抽速度對(duì)接頭力學(xué)性能影響較大，壓入量對(duì)接頭力學(xué)性能影響較小，攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度及下壓-回抽速度對(duì)焊點(diǎn)表面成形的影響相對(duì)較大。

（3）對(duì)填充式攪拌摩擦點(diǎn)焊接頭進(jìn)行了微觀組織分析，焊核區(qū)及水平面熱機(jī)影響區(qū)主要由細(xì)小的等軸晶粒組成，豎直面熱機(jī)影響區(qū)與Hook缺陷是焊點(diǎn)力學(xué)性能的薄弱區(qū)域，在拉剪力作用下，裂紋首先出現(xiàn)在Hook缺陷處，并沿Hook缺陷環(huán)向擴(kuò)展，導(dǎo)致接頭的斷裂失效。