劉小超,甄云乾,何欣沅,陳海燕,*,申志康

1.東南大學 機械工程學院,南京 211189

2.西北工業(yè)大學 陜西省摩擦焊接工程技術(shù)重點實驗室,西安 710072

常規(guī)攪拌摩擦焊(Friction Stir Welding,FSW)作為一種基于工件與外部非消耗性工具之間相互摩擦的固相連接技術(shù),其主要依靠非消耗的攪拌頭高速旋轉(zhuǎn)對工件材料進行摩擦和攪拌,由此產(chǎn)生摩擦熱和材料塑性變形熱,使待焊材料受熱軟化,并在攪拌頭的帶動下形成塑性流動。當攪拌頭沿待焊接縫方向移動時,攪拌頭前方的塑化材料就被旋轉(zhuǎn)的攪拌頭帶至后方。在此過程中,工件之間的原始界面被打碎,裸露的新鮮金屬之間通過再結(jié)晶、擴散、化學反應等冶金方式形成永久性的連接。FSW 作為一種固相連接工藝,具有接頭質(zhì)量高、焊接變形小、節(jié)能環(huán)保等優(yōu)點,尤其適用于傳統(tǒng)熔焊認為“不可焊”的2系和7系鋁合金。因此,FSW 在航空航天等制造領(lǐng)域具有重要的應用價值。然而攪拌頭作為常規(guī)FSW工藝中的外部非消耗性工具,其在焊接終了退出時會在焊縫中形成一個“匙孔”,需要額外的修補措施。此外,對于鋁、鎂合金等低熔點材料,在進行長距離焊接時,攪拌頭仍然存在磨損和熱疲勞斷裂的風險；而對于強度和熔點較高的鐵基、鈦基和鎳基合金,焊接時需較大的軸向壓力和旋轉(zhuǎn)扭矩才能產(chǎn)生足夠的熱量,導致攪拌頭嚴重磨損甚至折斷。

最近,劉小超等從工件與可消耗的外部工具之間相互摩擦的概念出發(fā),提出了渦流攪拌摩擦焊(Vortex-Friction Stir Welding,VFSW)新工藝。該工藝利用與工件材料完全相同的攪拌棒和外加的支撐套筒作為攪拌工具進行焊接,高速旋轉(zhuǎn)的攪拌棒和工件之間的同質(zhì)摩擦能產(chǎn)生足夠的黏性耗散熱,從而使下方的工件材料軟化,并在動量傳遞的作用下形成塑化材料渦流。當攪拌工具沿焊接方向移動時,塑化材料渦流便帶動周圍材料塑性流動形成焊縫。

值得指出的是,VFSW 工藝并不像攪拌摩擦沉積增材(Additive Friction Stir Deposition,AFSD)那樣需要連續(xù)不斷地送給棒料或粉料。在VFSW 工藝中,套筒、工件及攪拌棒冷端三者之間形成了一個密閉的腔體,攪拌棒熱端和攪拌區(qū)內(nèi)部的塑化材料在密閉腔體的約束下做渦流式運動,整個系統(tǒng)體積守恒。攪拌棒在焊后抬升的過程中,因與工件分離會發(fā)生嚴重畸變,無法像常規(guī)FSW 攪拌頭那樣重復利用,因此攪拌棒屬于消耗性部件,但可簡單修復后再次使用。因其結(jié)構(gòu)簡單且與母材同材質(zhì),與常規(guī)FSW 攪拌頭相比成本極低,尤其是將其用于高熔點金屬的FSW焊接時,其低成本優(yōu)勢將更為突出。

在VFSW 工藝中,由于采用可消耗的外部工具代替了傳統(tǒng)FSW 的攪拌頭,焊接終了時不會形成“匙孔”缺陷,同時也避免了常規(guī)FSW 攪拌頭磨損和斷裂的問題。因此VFSW 工藝在高熔點金屬的摩擦焊接方面具有極大的發(fā)展?jié)摿?同時也是一種潛在的焊接修復技術(shù)。與現(xiàn)有的無針攪拌摩擦焊(Pinless Friction Stir Welding,PFSW)或塑流摩擦焊(Friction Flow Welding,FFW)相比,VFSW 工藝中攪拌棒和工件界面之間的同質(zhì)摩擦能產(chǎn)生更大的黏著力,動量的傳遞效率更高,而傳統(tǒng)攪拌頭與工件之間的異質(zhì)摩擦一般都存在界面滑移,動量傳遞效率較低,可焊板厚一般較薄,并且在焊接高熔點金屬時仍存在攪拌頭的磨損問題。

然而,VFSW 作為一種全新的摩擦焊工藝,目前仍處于初步的工藝探索階段。本文以6061鋁合金為例,開展不同轉(zhuǎn)速下的VFSW 工藝試驗,分析轉(zhuǎn)速對焊縫表面成形、截面宏觀形貌和接頭力學性能的影響規(guī)律,以期為VFSW 工藝參數(shù)優(yōu)化提供理論依據(jù)。

1 試驗材料及方法

采用6061-T6鋁合金板進行VFSW 試驗,板材的尺寸為200 mm×60 mm×3 mm,化學成分如表1所示。

表1 6061鋁合金的化學成分Table 1 Chemical composition of 6061 aluminum alloy

焊前使用砂紙打磨工件的上下表面和對接面去除氧化膜,并用乙醇擦拭工件表面去除油污。試驗采用的焊接方式為對接。攪拌工具示意圖和實物圖如圖1所示,其由套筒和攪拌棒兩部分構(gòu)成,二者之間采用緊固螺釘固定。攪拌棒的材質(zhì)與母材相同,亦即6061-T6 鋁合金,其直徑為16 mm；套筒材質(zhì)為H13工具鋼,套筒末端壁厚為2 mm；攪拌棒末端凸出套筒端面約1.5 mm。

圖1 試驗用攪拌工具Fig.1 Friction stir tool used in experiments

試驗采用的焊接速度為30 mm/min,轉(zhuǎn)速由200 r/min增加至1 200 r/min。焊機啟動后,首先驅(qū)動套筒高速旋轉(zhuǎn),因套筒和攪拌棒之間相對固定,攪拌棒也隨之以一定速度高速旋轉(zhuǎn)。接著,攪拌工具以5 mm/min 的速度垂直于工件表面(即傾角為0°)下壓,直到套筒末端壓入工件表面0.1 mm。此后,原地停留15 s,待塑化材料渦流充分形成并達到穩(wěn)態(tài)時,攪拌工具開始沿著待焊接縫移動,進行焊接。最后焊接結(jié)束時,攪拌工具先原地停留5 s,再以5 mm/min 的速度向上抬升,直至攪拌棒與工件分離,結(jié)束焊接。

焊接結(jié)束后垂直于焊接方向截取拉伸試樣和金相試樣,并在焊縫末端沿焊接方向截取金相試樣,如圖2 所示。金相試樣先采用Keller試劑(2.5vol%濃硝酸+1.5vol%濃鹽酸+1.0vol%氫氟酸+95.0% HO)進行腐蝕,然后采用Leica光學顯微鏡觀察截面宏觀形貌。使用HVS-1000Z型顯微硬度計測試接頭橫截面上的顯微硬度,負載載荷和保持時間分別為200 g和10 s,在距離焊縫底面1.5 mm 的水平線上,每間隔0.5 mm測量一個硬度點,從而獲得不同參數(shù)下接頭的硬度分布曲線。拉伸試驗采用日本工業(yè)標準(JIS Z 2241—1998),試樣標距為50 mm,平行段寬度為12 mm。采用DDL100型萬能試驗機進行拉伸試驗,每組焊接參數(shù)截取3個拉伸試樣,拉伸速率為1 mm/min。拉伸試驗結(jié)束后,對斷裂處的焊縫截面進行金相觀察,從而確定斷裂位置。

圖2 拉伸試樣和金相試樣取樣示意圖Fig.2 Sampling schematic illustration of tensile specimens and metallographic specimens

2 試驗結(jié)果及討論

2.1 轉(zhuǎn)速對焊縫表面成形的影響

圖3展示了不同轉(zhuǎn)速()下的焊縫表面形貌?？芍?00～800 r/min的條件下均可得到表面成形美觀、無明顯缺陷的焊縫；當轉(zhuǎn)速升高至1 200 r/min時,在焊接一定距離后焊縫表面出現(xiàn)線狀缺陷,表明焊接過程難以為繼,焊縫無法有效成形。

圖3 不同轉(zhuǎn)速下的焊縫表面形貌Fig.3 Weld surface morphology at different rotation speeds

另一個值得關(guān)注的現(xiàn)象是焊縫末端形成了凸臺,取代了常規(guī)FSW 的“匙孔”缺陷。凸臺形狀隨轉(zhuǎn)速發(fā)生變化：當轉(zhuǎn)速為200 r/min時,焊接結(jié)束后攪拌棒與工件并未徹底分離；當轉(zhuǎn)速增加至400 r/min時,攪拌棒拔出時在工件表面形成了較為理想的凸臺；當轉(zhuǎn)速增加至600～800 r/min時,攪拌棒與工件分離的位置幾乎位于工件表面,凸臺的高度極?。划斵D(zhuǎn)速增加至1 200 r/min時,攪拌棒與工件分離后,不僅沒有形成凸臺,而且可在其內(nèi)部觀察到縫隙,這表明在1 200 r/min的工藝條件下沒有形成塑化材料渦流,這是焊縫無法有效成形的直接原因。

焊縫末端凸臺的產(chǎn)生原因如下：攪拌棒和工件在焊接的初始階段發(fā)生“焊合”,融為一體；焊接結(jié)束時,攪拌棒隨著套筒被向上拔起,這時會在攪拌棒的最薄弱區(qū)發(fā)生斷裂,形成凸臺。攪拌棒在焊接過程中,一方面受到黏性耗散產(chǎn)熱的熱軟化作用,另一方面因摩擦變形而發(fā)生形變強化和細晶強化,二者綜合作用,決定了整個攪拌棒的最薄弱區(qū)。由此可推斷在200 r/min的條件下,焊接過程中攪拌棒從工件表面到夾持端均保持著較高的強度,這可能是由于轉(zhuǎn)速較低,黏性耗散產(chǎn)熱較少,因而攪拌棒的局部軟化程度較低,并無明顯的薄弱區(qū)；當轉(zhuǎn)速提高至400 r/min時,黏性耗散產(chǎn)熱顯著增加,攪拌棒局部軟化嚴重,但接近工件表面的位置得到了摩擦變形強化,因而斷裂發(fā)生在距離工件表面約10 mm 處；隨著轉(zhuǎn)速進一步增加(600～800 r/min),攪拌棒和工件界面處的高速摩擦導致黏性耗散產(chǎn)熱進一步加大,與形變強化相比,熱軟化占據(jù)了主導作用,因此攪拌棒的最薄弱區(qū)距離工件表面越來越近,凸臺高度越來越??；當轉(zhuǎn)速增加至1 200 r/min時,界面處的高速摩擦導致劇烈軟化,產(chǎn)生“打滑”現(xiàn)象,來自攪拌棒的動量無法有效傳遞至工件內(nèi)部,導致塑化材料渦流難以形成。

2.2 轉(zhuǎn)速對接頭橫截面宏觀形貌的影響

圖4展示了不同轉(zhuǎn)速下接頭的橫截面宏觀形貌。同常規(guī)FSW 類似,VFSW 的接頭也可劃分為4 個區(qū)域,從焊縫中心至母材依次為焊核區(qū)(WNZ)、熱力影響區(qū)(TMAZ)、熱影響區(qū)(HAZ)和母材(BM)。材料流動方向與焊接方向一致的一側(cè)稱為前進側(cè)(AS),相反的一側(cè)則稱為后退側(cè)(RS)。從圖4 中可看出隨轉(zhuǎn)速從200 r/min增加至800 r/min,焊核區(qū)的體積先增大后減小,但熱影響區(qū)的體積隨轉(zhuǎn)速的增加單調(diào)遞增；這表明在一定范圍內(nèi)焊接熱輸入與轉(zhuǎn)速呈正相關(guān),但發(fā)生塑性流動的焊縫區(qū)大小并不隨轉(zhuǎn)速的增加而單調(diào)遞增。

圖4 不同轉(zhuǎn)速下的接頭橫截面宏觀形貌Fig.4 Macrostructures of joint transverse cross-section at different rotation speeds

需要指出的是,在VFSW 工藝中,焊核區(qū)內(nèi)也會像常規(guī)FSW 一樣存在一條呈半連續(xù)狀態(tài)分布的黑線,一般稱作“S”線。產(chǎn)生“S”線的原因是焊前氧化膜未完全清除,殘留的氧化膜在焊接過程中未被完全打碎,因此形成斷續(xù)的“S”線。焊態(tài)下“S”線對接頭的拉伸強度影響不大,但經(jīng)過熱處理后“S”線對接頭的拉伸性能有一定影響。

2.3 轉(zhuǎn)速對塑化材料渦流形態(tài)的影響

圖5展示了不同轉(zhuǎn)速下焊縫末端凸臺的縱截面宏觀形貌。在焊接過程中,攪拌棒驅(qū)動其下方的工件材料形成塑化材料渦流,因此通過對凸臺縱截面的金相觀察可判斷焊接過程中塑化材料渦流的形態(tài)和大小。由圖5(a)可知在凸臺中心存在一個垂直插入工件的芯部,這是由于攪拌棒在驅(qū)動工件材料做圓周運動時內(nèi)外層材料之間產(chǎn)生了速度梯度,外層發(fā)生了充分的塑性變形和動態(tài)再結(jié)晶,而圓心處的速度梯度接近于0,塑性變形程度較低,動態(tài)再結(jié)晶不充分,從而導致金相色澤上存在差異,這也間接證實了攪拌棒下方的工件材料確實在做渦流式流動。通過比較不同轉(zhuǎn)速下渦流的大小可發(fā)現(xiàn)在200～400 r/min的轉(zhuǎn)速條件下,渦流體積較小,在工件厚度方向上并未完全穿透,工件底部材料僅受來自塑化材料渦流的熱力作用,而未發(fā)生充分的材料流動,這為焊縫背部弱連接埋下了隱患；當轉(zhuǎn)速增加至600～800 r/min時,渦流體積有所增加,并貫穿了工件的厚度方向,焊縫完全焊透。

圖5 不同轉(zhuǎn)速下的焊縫末端凸臺縱截面宏觀形貌Fig.5 Longitudinal cross-section macrostructures of lug boss at weld end of different rotation speeds

2.4 轉(zhuǎn)速對接頭力學性能的影響

圖6展示了不同轉(zhuǎn)速下接頭橫截面上的顯微硬度分布。當轉(zhuǎn)速為200 r/min時,硬度分布曲線呈現(xiàn)出“U”型,即焊核區(qū)的硬度最低,且較為均勻,約為50 HV；從焊核區(qū)到母材,硬度逐漸升高,母材的硬度約為105 HV。當轉(zhuǎn)速增加至400～800 r/min時,接頭內(nèi)的硬度分布曲線呈現(xiàn)“W”型：焊核區(qū)內(nèi)的硬度分布較為均勻,且明顯高于毗鄰熱影響區(qū)的硬度；從熱影響區(qū)到母材,硬度又逐漸升高。通過比較可發(fā)現(xiàn)不同轉(zhuǎn)速下接頭顯微硬度的最低值相差不多,均為50 HV 左右。如果單從焊核區(qū)的顯微硬度分析可發(fā)現(xiàn)隨轉(zhuǎn)速增加,顯微硬度先增大,后略微減小。

圖6 不同轉(zhuǎn)速下的接頭顯微硬度分布Fig.6 Microhardness distributions of joint at different rotation speeds

熱影響區(qū)顯微硬度最低的原因是該區(qū)域僅經(jīng)歷了加熱和冷卻過程,而沒有發(fā)生塑性變形,其晶粒發(fā)生了粗化,內(nèi)部的沉淀強化相長大或溶解,因此力學性能較差。而焊核區(qū)雖然也經(jīng)歷了較高的溫度,但還經(jīng)歷了劇烈的塑性變形,得到了一定程度的形變強化和細晶強化,因而其硬度高于熱影響區(qū)的硬度。同理,轉(zhuǎn)速越高意味著塑性變形越劇烈,其對應的形變強化和細晶強化就越明顯；但當轉(zhuǎn)速足夠高時,變形溫度也升高,充分的動態(tài)回復和動態(tài)再結(jié)晶會抑制形變強化和細晶強化,同時也加劇了熱軟化。因此,焊核區(qū)的顯微硬度隨著轉(zhuǎn)速增加先增加再略微減小。

圖7展示了不同轉(zhuǎn)速下接頭的拉伸應力-應變曲線,對應的接頭斷裂位置如圖8 所示。從圖7中可看出母材的抗拉強度為323.5 MPa,斷后延伸率為16.7%。在200 r/min條件下接頭的抗拉強度僅有159.6 MPa,但是斷后延伸率達到了12.5%；斷后接頭宏觀截面顯示,斷裂位置發(fā)生在焊核區(qū)。在焊縫底部,裂紋沿“S”線擴展,表明此處為弱連接(kissing bond)。當轉(zhuǎn)速增加至400 r/min時接頭抗拉強度提高至166.4 MPa,延伸率降至9.1%；斷裂主要發(fā)生在前進側(cè)熱影響區(qū),裂紋起源于熱影響區(qū)底部,并向上部的焊核區(qū)擴展。當轉(zhuǎn)速增加至600 r/min時,接頭的抗拉強度達到最大,為174.8 MPa,約為母材的54%。同時斷后延伸率也降至最低,為6.5%,約為母材的39%。當轉(zhuǎn)速繼續(xù)增加至800 r/min時,接頭抗拉強度略有下降,為173.2 MPa,同時斷后延伸率也略有增加,為7.5%。后兩種轉(zhuǎn)速條件下,接頭均斷裂在前進側(cè)熱影響區(qū),這與硬度測試的結(jié)果相符。

圖7 不同轉(zhuǎn)速下的接頭拉伸應力-應變曲線Fig.7 Tensile stress-strain curves of joint at different rotation speeds

圖8 不同轉(zhuǎn)速下接頭的斷裂位置Fig.8 Fracture locations of joint at different rotation speeds

與常規(guī)FSW 獲得的6061-T6 鋁合金接頭相比,VFSW 獲得的接頭效率較低,常規(guī)FSW的接頭效率一般可達70%左右,而VFSW的接頭效率僅有54%,其主要原因是采用的焊接速度較低,導致單位距離內(nèi)熱輸入較大,熱影響區(qū)被嚴重軟化,因此接頭強度較低。后續(xù)研究擬通過工藝優(yōu)化(如輔助冷卻等)提高接頭的強度。

2.5 接頭微觀組織

圖9展示了典型焊接參數(shù)(600 r/min)下接頭的微觀組織(注意圖9(d)中標尺的變化)。從母材區(qū)、熱影響區(qū)、熱力影響區(qū)到焊核區(qū),晶粒尺寸分別為13.3、16.1、12.1、8.2μm。與母材相比,熱影響區(qū)的晶粒在焊接過程中發(fā)生長大,而焊核區(qū)的晶粒則發(fā)生了動態(tài)再結(jié)晶,晶粒有所細化。熱力影響區(qū)的晶粒受到熱和力的共同作用,發(fā)生塑性變形和動態(tài)回復,晶粒被拉長,尺寸略有減小。這些接頭微觀組織的特征與力學性能的測試結(jié)果吻合,即熱影響區(qū)的軟化最嚴重,其次是熱力影響區(qū)和焊核區(qū)。

圖9 接頭不同區(qū)域的微觀組織(ω=600 r/min)Fig.9 Microstructures in different regions of joint(ω=600 r/min)

2.6 VFSW 材料連接機制

圖10為VFSW 焊接過程中的材料流動示意圖。首先,攪拌棒在套筒驅(qū)動下高速旋轉(zhuǎn),并與工件相互摩擦；其次,攪拌棒的旋轉(zhuǎn)帶動其下方工件材料流動,并形成渦流；接著,攪拌棒以一定的速度沿焊接方向前進,其下方渦流隨之一起向前移動；最后,渦流前方的材料在渦流的帶動下繞過渦流的后退側(cè),流動至渦流后方形成焊縫。在此過程中材料發(fā)生了塑性變形和動態(tài)再結(jié)晶,從而實現(xiàn)材料連接。

圖10 VFSW 工藝過程中材料流動示意圖Fig.10 Schematic of material flow in VFSW process

3 結(jié) 論

1)對于6061-T6鋁合金,采用渦流攪拌摩擦焊(VFSW)工藝,在焊接速度30 mm/min、轉(zhuǎn)速400～800 r/min的工藝參數(shù)條件下獲得了表面成形美觀、無缺陷的焊縫。在焊縫末端會形成凸臺,取代了常規(guī)FSW 的“匙孔”缺陷。

2)VFSW 接頭橫截面的宏觀形貌與常規(guī)FSW 相似。焊核區(qū)的體積隨轉(zhuǎn)速的增加先增大后減小,而熱影響區(qū)的體積隨轉(zhuǎn)速的增加單調(diào)遞增。焊接過程中塑化材料渦流體積也隨轉(zhuǎn)速增加而增大。

3)接頭顯微硬度總體呈“U”形或“W”形分布,熱影響區(qū)硬度最低。接頭抗拉強度隨轉(zhuǎn)速增加先升高后略有下降,斷后延伸率則相反。在試驗參數(shù)下,600 r/min對應的接頭抗拉強度最高,達到母材的54%。