秦豐，張春波，周軍，烏彥全，梁武，巫瑞智

(1.哈爾濱焊接研究院有限公司，黑龍江省先進(jìn)摩擦焊接技術(shù)與裝備重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，哈爾濱，150028；2.哈爾濱工程大學(xué)，超輕材料與表面技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，哈爾濱，150001)

0 序言

鋁合金T 形接頭作為一種常用接頭形式，在建筑、船舶、軌道車輛等領(lǐng)域均具有大量應(yīng)用，其焊接質(zhì)量也備受關(guān)注.利用熔化焊焊接鋁合金T 形接頭時(shí)往往易出現(xiàn)氣孔、未熔合、未焊透、根部夾雜等缺陷.攪拌摩擦焊方法作為一種高效、優(yōu)質(zhì)、綠色的固相連接工藝在焊接鋁合金時(shí)能夠有效防止熔化焊缺陷的產(chǎn)生，降低焊后變形量與焊后殘余應(yīng)力.

目前已有研究學(xué)者利用傳統(tǒng)攪拌摩擦焊方法焊接了鋁合金T 形接頭，謝永輝等人[1]采用攪拌摩擦焊單道焊和雙道焊工藝制備鋁合金T 形接頭，研究表明雙道焊接頭拉伸性能優(yōu)于單道焊接頭的拉伸性能.方遠(yuǎn)方等人[2]研究了焊接位置對(duì)5083 鋁合金攪拌摩擦焊T 形接頭性能的影響，通過調(diào)整焊接位置與增加預(yù)焊工序，T 形攪拌摩擦焊接頭的力學(xué)性能得以提升.Derazkola 等人[3]研究了不同焊具傾角下的Al-Mg-Si 系鋁合金T 形接頭攪拌摩擦焊材料塑性流動(dòng)特征，研究表明焊具傾角越大，焊具與工件界面處的摩擦力越大，焊具后部的材料流動(dòng)速度明顯增加.Kareem 等人[4]利用ABAQUS 有限元軟件對(duì)6061-T6 鋁合金T 形接頭攪拌摩擦焊過程進(jìn)行了熱-力耦合模擬，結(jié)果表明焊接溫度場(chǎng)在T 形接頭寬度上呈對(duì)稱分布.Jesus 等人[5]研究了T 形接頭形式對(duì)5083-H111/6082-T6 攪拌摩擦焊接頭性能的影響，結(jié)果表明對(duì)接結(jié)構(gòu)比搭接結(jié)構(gòu)具有更好的接頭性能.利用傳統(tǒng)攪拌摩擦焊方法焊接鋁合金T 形接頭時(shí)需在底板背部穿過全厚度的底板才能與筋板相焊，這對(duì)底板較厚或背部可達(dá)性不好的全焊透T 形接頭的適用性有限.

靜止軸肩攪拌摩擦焊是基于傳統(tǒng)攪拌摩擦焊方法衍生出的新型摩擦焊接工藝，其所用焊具的軸肩與攪拌針為分體式設(shè)計(jì)，焊接時(shí)主軸帶動(dòng)攪拌針轉(zhuǎn)動(dòng)而軸肩不轉(zhuǎn)動(dòng)，因此將軸肩設(shè)計(jì)為直角形式即可實(shí)現(xiàn)角焊縫的焊接.郝云飛等人[6]設(shè)計(jì)了靜止軸肩T 形接頭夾具并焊接了5 mm 厚2219C10S 鋁合金全焊透T 形接頭，結(jié)果表明接頭無超標(biāo)缺陷存在，焊縫表面無明顯減?。焕疃瑫缘热薣7]研究了6061-T4 鋁合金填絲靜止軸肩T 形接頭焊接工藝，發(fā)現(xiàn)在主軸轉(zhuǎn)速為1500 r/min、焊接速度為100 mm/min下可得到表面成形優(yōu)良，內(nèi)部組織致密無缺陷的填絲T 形接頭.曾申波等人[8-9]對(duì)靜止軸肩T 形接頭角焊縫的三維流動(dòng)特征與孔洞型缺陷進(jìn)行了研究，結(jié)果發(fā)現(xiàn)前進(jìn)側(cè)熱塑性材料主要以摩擦剪切為主，后退側(cè)材料主要以擠壓為主，角接靜軸肩攪拌摩擦焊容易在前進(jìn)側(cè)產(chǎn)生孔洞或溝槽缺陷.楊海峰等人[10]研究了2A14-T4 鋁合金T 形接頭的焊縫組織與力學(xué)性能，研究表明焊核區(qū)晶粒發(fā)生了回復(fù)再結(jié)晶，晶粒尺寸明顯減小.綜上所述，目前關(guān)于5A06 鋁合金 T形接頭靜止軸肩攪拌摩擦焊工藝的相關(guān)研究較少.

以10 mm 厚5A06 鋁合金為研究對(duì)象，研究了焊接熱輸入對(duì)接頭的力學(xué)性能和斷裂特征的影響.利用金相顯微鏡、掃描電鏡(scanning electron microscope，SEM) 與 電 子 背 散 射 衍 射(electron backscattered diffraction，EBSD)技術(shù)描述并分析了焊縫內(nèi)缺陷形式與產(chǎn)生原因，其研究為今后的工程實(shí)際應(yīng)用提供技術(shù)支撐與理論依據(jù).

1 試驗(yàn)方法

試板材料為Al-Mg 系防銹鋁合金5A06-H112，執(zhí)行標(biāo)準(zhǔn)GB/T 3880.1—2012《一般工業(yè)用鋁及鋁合金板、帶材》，試板尺寸為130 mm×60 mm ×10 mm，該材料抗拉強(qiáng)度不低于295 MPa，塑性與耐腐蝕性能優(yōu)良，母材化學(xué)成分如表1 所示.

表1 5A06-H112 鋁合金化學(xué)成分 (質(zhì)量分?jǐn)?shù),%)Table 1 Chemical compositions of 5A06-H112 aluminum alloy

焊接時(shí)，使用針長(zhǎng)為6 mm 的靜止軸肩專用攪拌針，針端形貌為圓錐螺紋形式，靜止軸肩為90°直角結(jié)構(gòu)，圖1 為焊具形式.

圖1 靜止軸肩與攪拌針Fig.1 Stationary shoulder and weld stirring needle

圖2 為試板固定方式.將兩塊鋁合金試板以T 字形放置在靜止軸肩角焊縫專用焊接夾具上，并用壓板剛性固定，焊接位置為平焊.為了便于試板反面的焊接，在焊接完第一道角焊縫后，打磨焊縫表面以去除焊縫首尾局部突起.翻轉(zhuǎn)試板進(jìn)行反面裝配后，完成第二道角焊縫的焊接，第一道與第二道焊縫的相對(duì)焊接方向相反.

圖2 鋁合金試板固定方式Fig.2 Fixing method of aluminum alloy test plate

為研究不同熱輸入對(duì)接頭性能的影響，兩組試驗(yàn)分別采用低主軸轉(zhuǎn)速匹配高焊接速度與高主軸轉(zhuǎn)速匹配低焊接速度的工藝參數(shù)，壓入量均為0.2 mm，主軸傾角均為1°，具體焊接工藝參數(shù)如表2 所示.

表2 焊接參數(shù)Table 2 Welding parameters

焊接完成后，用線切割機(jī)加工出10 mm 厚的薄片進(jìn)行T 形接頭拉伸試驗(yàn).金相試樣經(jīng)打磨拋光后用keller 試劑腐蝕，在Axiovert 40 MAT 型金相顯微鏡下觀察組織形貌與缺陷特征.采用TESCAN MAIA3 型掃描電鏡進(jìn)行SEM 斷口分析與EBSD分析，EBSD 分析中的加速電壓20.0 kV，樣品臺(tái)傾斜角為70°，掃描步長(zhǎng)為0.6 μm.

2 焊縫表面成形與宏觀形貌

2.1 焊縫表面成形

圖3 為接頭1 與接頭2 的焊縫表面成形情況.從圖3 可知，在高熱輸入與低熱輸入焊接參數(shù)下均獲得了較良好的焊縫表面成形.與傳統(tǒng)攪拌摩擦焊不同，靜止軸肩焊縫表面光滑，無波紋狀紋路，幾乎無飛邊形成，母材減薄量小.由于軸肩與攪拌針之間存在間隙，焊接時(shí)被擠壓出板材的塑性鋁合金在該間隙之間充分流動(dòng)，導(dǎo)致焊縫尾部匙孔周圍形成了環(huán)形的鋁合金薄層.同時(shí)發(fā)現(xiàn)在兩參數(shù)下的第二道焊縫(圖3b，圖3d)起始端均存在局部表面缺陷，隨著攪拌工具不斷前進(jìn)缺陷消失，這是由于第一道焊縫與第二道焊縫焊接相對(duì)方向相反，接頭背側(cè)存在的匙孔影響了第二道焊縫塑性金屬的封閉.

圖3 焊縫表面成形Fig.3 Forming of weld surface.(a) first weld of joint 1;(b) second weld of joint 1;(c) first weld of joint 2;(d) second weld of joint 2

2.2 焊縫宏觀形貌

從焊縫宏觀形貌可以直觀顯示焊縫內(nèi)部有無可見孔洞型缺陷的存在，以輔助驗(yàn)證工藝參數(shù)選擇的正確性.圖4 為接頭1 與接頭2 的焊縫宏觀金相.從圖4 可見，兩接頭均無可見孔洞型缺陷存在，證明在試驗(yàn)中的高熱輸入?yún)?shù)與低熱輸入?yún)?shù)均可保證接頭內(nèi)部材料連續(xù),同時(shí)發(fā)現(xiàn)焊縫表面幾乎無母材減薄發(fā)生.

圖4 焊縫宏觀金相Fig.4 Macro metallography of welding seam.(a) joint 1;(b) joint 2

攪拌針單面焊接深度為6.1 mm，能夠確保焊縫橫向尺寸超過腹板厚度的1/2 以達(dá)到全焊透的效果，焊縫1 與2 存在約2.4 mm 的焊縫重疊區(qū).焊縫1 與焊縫2 的前進(jìn)側(cè)均位于筋板一側(cè)，后退側(cè)位于底板一側(cè)；由于靜止軸肩僅與板面接觸滑動(dòng)，不參與摩擦產(chǎn)熱，焊縫表面無軸肩影響區(qū)存在；焊核區(qū)上部分與下部分寬度均勻，有利于焊接溫度場(chǎng)的均勻化[11].

3 接頭力學(xué)性能與顯微組織分析

3.1 接頭拉伸性能與斷裂特征

拉伸試驗(yàn)的受拉面為底板與筋板之間的連接界面.在低主軸轉(zhuǎn)速匹配高焊接速度時(shí)(接頭1)，接頭抗拉強(qiáng)度達(dá)到了287 MPa.而在高主軸轉(zhuǎn)速匹配低焊接速度時(shí)(接頭2)，接頭抗拉強(qiáng)度以上只有198 MPa.說明焊接熱輸入對(duì)5A06 鋁合金靜止軸肩T 形接頭抗拉強(qiáng)度影響作用明顯.

拉伸斷裂位置可以描述焊縫的最薄弱環(huán)節(jié)，圖5為接頭1 與接頭2 的拉伸斷裂位置.結(jié)果表明，在低主軸轉(zhuǎn)速匹配高焊接速度時(shí)(圖5a)，T 形接頭啟裂位置位于焊縫1 與焊縫2 的底板與筋板90°轉(zhuǎn)角處，最終裂紋貫穿焊縫1 的后退側(cè)焊核區(qū)，在筋板底部斷裂.圖6 為斷口特征.從圖6a 可見，有許多細(xì)小的韌窩坑，局部有較大韌窩，可視區(qū)域內(nèi)無第二相粒子，接頭塑性較好.在高主軸轉(zhuǎn)速和低焊接速度下T 形接頭的斷裂位置發(fā)生在焊縫重疊區(qū)頂端(圖5b)，即底板與筋板接觸面的上部沿著前進(jìn)側(cè)熱力影響區(qū)與焊縫交界斷裂，斷口呈V 字形，并未在拉伸時(shí)應(yīng)力集中最嚴(yán)重的90°角處斷裂.拉伸斷口可分為弱結(jié)合區(qū)(圖6b)和韌斷區(qū)(圖6c)兩部分.弱結(jié)合區(qū)斷口形貌呈現(xiàn)出“橘皮”狀紋理，局部存在淺韌窩，說明該區(qū)域未發(fā)生明顯的冶金連接現(xiàn)象.而在韌斷區(qū)則發(fā)現(xiàn)斷口整體呈現(xiàn)粗大的等軸狀深韌窩特征，大韌窩周圍分布著小韌窩，并且在某些韌窩內(nèi)部發(fā)現(xiàn)了第二相粒子，表明該區(qū)域在拉伸過程中為韌性斷裂.由此可以得知，焊接熱輸入的不同可以明顯改變鋁合金靜止軸肩T 形接頭的拉伸斷裂位置與斷裂特征.

圖5 拉伸斷裂位置Fig.5 Tensile fracture position.(a) joint 1;(b) joint 2

圖6 拉伸試樣的斷口形貌Fig.6 Fracture morphology of tensile samples.(a) joint 1;(b) weak bonding area of joint 2;(c) ductile fracture zone of joint 2

3.2 焊縫微觀組織分析

為研究拉伸斷裂處焊縫組織特征，對(duì)焊縫抗拉強(qiáng)度較低的接頭進(jìn)行金相觀察，觀察位置為焊縫重疊區(qū)上部.圖7 為焊縫重疊區(qū)上部微觀形貌.在接頭1 試樣無可見缺陷存在(圖7a)，而在接頭2 試樣的焊縫重疊區(qū)與母材交界處存在連續(xù)的弱結(jié)合缺陷，缺陷位置處于焊縫重疊區(qū)邊緣以內(nèi)，如圖7b 所示.

圖7 焊縫重疊區(qū)上部微觀形貌Fig.7 Microstructure of the upper part of weld overlap zone.(a) joint 1;(b) joint 2

為研究缺陷附近晶粒分布特特征，對(duì)弱結(jié)合區(qū)域進(jìn)行進(jìn)一步的EBSD 分析，接頭1 與2 的歐拉圖如圖8 所示.由圖8 可知，接頭1 與2 均為細(xì)小的等軸晶組織，證明此兩組工藝參數(shù)均可提供充分的塑性變形熱使焊縫發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶.下部晶粒由于更靠近焊核區(qū)中心，同時(shí)受攪拌針的二次攪動(dòng)，與上部分相比晶粒更為細(xì)小.在接頭2 的歐拉圖中觀察到弱結(jié)合呈沿晶分布特征，說明缺陷是在動(dòng)態(tài)再結(jié)晶結(jié)束后出現(xiàn).該缺陷的微觀形貌特征與“Z 形線”類似，但形成機(jī)理與之不同，“Z 形線”的形成是由于在焊接時(shí)鋁合金塑性流動(dòng)不充分，母材表面破碎的Al2O3氧化膜分布偏聚所導(dǎo)致[12]，提高熱輸入后會(huì)消除缺陷，與試驗(yàn)中高熱輸入出現(xiàn)缺陷的結(jié)果相反.

圖8 焊縫重疊區(qū)頂部與母材交界歐拉圖Fig.8 Euler map of interface between top of weld overlap zone and base metal.(a) joint 1;(b) joint 2

在焊具旋轉(zhuǎn)行進(jìn)過程中，插入被焊材料的攪拌針與表面附近材料發(fā)生剪切摩擦，形成一層剪切塑性層，焊縫間隙的消除即依靠該塑形層與周圍固相材料不斷的混合攪動(dòng)而完成[13].當(dāng)塑性層內(nèi)部剪切應(yīng)變梯度較高時(shí)會(huì)導(dǎo)致塑形層與材料之發(fā)生滑動(dòng)摩擦，引起弱結(jié)合缺陷形成.文獻(xiàn)[14]研究結(jié)果表明，在高焊接熱輸入下，前進(jìn)側(cè)等效塑性應(yīng)變梯度較大，降低熱輸入有利于梯度緩和.試驗(yàn)中接頭1 在低熱輸入下剪切層塑性應(yīng)變梯度較低，塑性層與臨近材料發(fā)生粘摩擦，避免了弱結(jié)合缺陷的形成.相比之下接頭2 在高焊接熱輸入下剪切層塑性應(yīng)變梯度較大，塑性層與臨近材料發(fā)生滑動(dòng)摩擦，導(dǎo)致形成弱結(jié)合缺陷.

4 結(jié)論

(1) 利用靜止軸肩攪拌摩擦焊方法采用高主軸轉(zhuǎn)速匹配低焊接速度與低主軸轉(zhuǎn)速匹配高焊接速度兩種不同的焊接工藝參數(shù)焊接5A06 鋁合金T 形全焊透角接頭.經(jīng)驗(yàn)證在兩種參數(shù)下均可獲得無孔洞缺陷的焊接接頭，接頭中心存在2.4 mm 焊縫重疊區(qū),焊縫表面光滑，母材幾乎無減薄發(fā)生.

(2) 在高主軸轉(zhuǎn)速匹配低焊接速度時(shí)接頭抗拉強(qiáng)度較低，為198 MPa，接頭斷裂在筋板側(cè)；在低主軸轉(zhuǎn)速匹配高焊接速度時(shí)接頭抗拉強(qiáng)度較高，達(dá)到287 MPa，在第一道焊縫后退側(cè)焊核區(qū)啟裂，裂紋最終貫穿底板.

(3) 高主軸轉(zhuǎn)速匹配低焊接速度的工藝參數(shù)會(huì)使攪拌針與周圍材料發(fā)生滑動(dòng)摩擦，導(dǎo)致焊縫重疊區(qū)上部與母材交界處出現(xiàn)弱結(jié)合缺陷，削弱接頭力學(xué)性能.在能夠保證焊接時(shí)材料具有充分的焊接熱進(jìn)行塑性變形與動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的前提下，適當(dāng)降低熱輸入可使攪拌針與周圍材料的滑動(dòng)摩擦轉(zhuǎn)變?yōu)檎衬Σ?，有利于缺陷的消?