6061-T4鋁合金攪拌摩擦焊T型接頭缺陷及性能

周 光， 楊新岐， 徐效東， 張照華

(天津大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院天津市現(xiàn)代連接技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津300072)

T型接頭(簡(jiǎn)稱(chēng)T接)是鋁合金薄板結(jié)構(gòu)組裝中的重要連接形式，在航空航天、汽車(chē)工業(yè)及高速客車(chē)車(chē)體制造等領(lǐng)域具有廣泛應(yīng)用，但是目前國(guó)內(nèi)尚未見(jiàn)到把FSW技術(shù)應(yīng)用到T型接頭工藝的研究報(bào)導(dǎo)［1］。而近年來(lái)國(guó)外T型接頭FSW已引起人們普遍關(guān)注并進(jìn)行了基礎(chǔ)研究。Buffa［2～7］等對(duì)同種和異種鋁合金分別采用攪拌摩擦焊T型連接，并致力于T型接頭力學(xué)性能研究。他們的研究表明:在相同焊接條件下6082同種鋁合金T型接頭，無(wú)論從接頭抗拉強(qiáng)度系數(shù)還是焊接缺陷消除方面都明顯好于2024鋁合金T型接頭;圓錐形攪拌頭焊接的6082鋁合金T型接頭拉伸性能高于圓柱形攪拌頭焊接的接頭，且當(dāng)攪拌頭的傾角為3°時(shí)無(wú)缺陷接頭的抗彎性能最好;采用較小的軸肩焊接2024-T4與7075-T6組成的異種材料T型接頭時(shí)，常會(huì)出現(xiàn)隧道及孔洞等缺陷，采用較大軸肩焊接可消除隧道缺陷并可得到抗拉強(qiáng)度稍低于 2024母材的 T型接頭。Donati［8］同樣也指出采用大軸肩焊接可獲得高的抗拉強(qiáng)度。Tavares［9，10］等對(duì)6056/7075兩種鋁合金構(gòu)成的T型接頭進(jìn)行了FSW力學(xué)性能測(cè)試，發(fā)現(xiàn)T接壁板方向的拉伸性能與6056鋁合金對(duì)接接頭性能相當(dāng)，但是T型接頭的伸長(zhǎng)率急劇下降;而沿T型接頭垂直于壁板方向進(jìn)行三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)時(shí)，其抗彎強(qiáng)度也只有6056鋁合金對(duì)接接頭的一半。雖然這些結(jié)果對(duì)研究生產(chǎn)具有較好的指導(dǎo)作用，但是，關(guān)于T型接頭研究報(bào)導(dǎo)相對(duì)還是較少。

本研究對(duì)工業(yè)上廣泛應(yīng)用的6061-T4鋁合金進(jìn)行攪拌摩擦焊T型接頭焊接研究。詳細(xì)探討了焊接速率及旋轉(zhuǎn)速率對(duì)T型接頭焊接缺陷及力學(xué)性能的影響。

1 實(shí)驗(yàn)

實(shí)驗(yàn)材料為3mm厚6061-T4(固溶處理+自然時(shí)效)鋁合金，其化學(xué)成分如表1所示。

攪拌工具由H13工具鋼制備，其軸肩直徑為12mm，攪拌頭為錐形，其長(zhǎng)度為5mm，根部直徑為6mm，頂端直徑為3mm，攪拌工具傾角為2.5o。

T型接頭構(gòu)件由尺寸為300mm×60mm的長(zhǎng)方形壁板和尺寸為300mm×65mm筋板焊接而成，如圖1所示。為了實(shí)現(xiàn)焊接過(guò)程，設(shè)計(jì)研制了專(zhuān)用的鋁合金T型接頭FSW夾具裝置，夾具圓角半徑采用2.5mm。焊接時(shí)對(duì)鋁合金表面進(jìn)行打磨除去表面氧化膜，在銑床改進(jìn)的FSW焊機(jī)上安裝特制的夾具裝置來(lái)固定壁板和筋板完成T型接頭構(gòu)件的焊接，焊接工藝參數(shù)如表2所示。

焊后截取各個(gè)參數(shù)下試樣的橫截面用光學(xué)顯微觀(guān)察可能存在的隧道缺陷，并對(duì)不規(guī)則的缺陷采用帶標(biāo)尺高倍放大拍照，而后分割成規(guī)則圖形求出缺陷的近似面積。用維氏硬度計(jì)測(cè)量沿焊縫截面硬度分布，加載載荷為3kgf，保載為15s，最后用線(xiàn)切割把焊件切成寬為25mm的試樣，每種工藝參數(shù)下5個(gè)試樣。其中2個(gè)沿著壁板方向拉伸，另外3個(gè)沿著筋板方向使用特制夾具拉伸，加載采用力-位移控制的方式，加載速率為1mm/min。

表1 AA6061鋁合金的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)Table 1 Chemical compositions of AA 6061 aluminum alloy (mass fraction/%)

圖1 FSW T接示意圖Fig.1 Sketch of the FSW T-joint

表2 焊接工藝參數(shù)Table 2 Welding parameters

2 結(jié)果與分析

2.1 焊接缺陷

金相觀(guān)察表明，在所研究的全部工藝參數(shù)范圍內(nèi)，T接壁板焊縫不存在任何焊接缺陷;但在筋板焊縫前進(jìn)側(cè)(AS)圓角過(guò)渡邊緣都出現(xiàn)不同程度的隧道缺陷。典型的隧道缺陷如圖2所示。從采用放大后分割計(jì)算所得到的隧道缺陷面積來(lái)看，ω/v= 1008/218 r/mm時(shí)缺陷最大，約為0.467mm2，而在ω/v=1541/142 r/mm時(shí)存在最小隧道孔洞缺陷，其面積僅為0.0036 mm2。

圖2 典型的隧道缺陷和“Z”線(xiàn) (a)ω/v=1008/218 r/mm;(b)ω/v=1541/142 r/mmFig.2 Typical tunnel defects and“Z”line (a)ω/v=1008/218 r/mm;(b)ω/v=1541/142 r/mm

為了定量研究隧道缺陷面積(A)隨工藝參數(shù)的變化趨勢(shì)，繪制了A隨ω/v的變化圖，見(jiàn)圖3。圖3表明當(dāng)v不變時(shí)，缺陷面積隨著ω增加急劇降低。由于FSW焊接過(guò)程中，焊接壓入量(Plunge depth)變化很小(表2)，可以近似認(rèn)為FSW焊接線(xiàn)能量與ω/v呈正比關(guān)系。若保持v不變、ω增大可使焊接線(xiàn)能量明顯增加，從而使得金屬塑性流動(dòng)體積增大，同時(shí)在攪拌工具的擠壓和頂鍛作用下，塑性金屬向圓角過(guò)渡區(qū)填充更加充分，缺陷面積將明顯減小。但在實(shí)驗(yàn)過(guò)程出現(xiàn)了ω/v=1541/142 r/mm缺陷面積比ω/v= 2256/142 r/mm稍大的反常情況，這可能與焊接過(guò)程中ω/v=2256/142 r/mm出現(xiàn)的異常塑性攪動(dòng)有關(guān)，具體的原因有待進(jìn)一步研究。

另外實(shí)驗(yàn)還發(fā)現(xiàn)，T接焊縫區(qū)存在類(lèi)似對(duì)接焊縫中出現(xiàn)的“弱連接”線(xiàn)痕跡，即貫穿T接筋板焊縫截面的“Z”曲線(xiàn)［11～13］。但受到錐形攪拌頭向下的擠壓作用，“Z”線(xiàn)位置已偏移原始連接界面，下移到T接筋板焊核中，且工藝參數(shù)對(duì)“Z”線(xiàn)的形貌和位置影響不大，見(jiàn)圖2?！癦”線(xiàn)在后退側(cè)(RS)圓角區(qū)域較為明顯并且向左下角傾斜，而前進(jìn)側(cè)“Z”線(xiàn)較模糊且近似為水平直線(xiàn)(圖2)。“Z”線(xiàn)是一種“弱連接”線(xiàn)痕跡，但可顯示T接中金屬流動(dòng)，即后退側(cè)圓角區(qū)域金屬向下流動(dòng)較前進(jìn)側(cè)圓角區(qū)向下流動(dòng)明顯。

圖3 隧道缺陷面積與焊接工藝參數(shù)關(guān)系Fig.3 Relationship between tunnel defects area and welding parameters

2.2 硬度分布

圖4表示不同工藝參數(shù)下沿T壁板焊縫橫截面中心的硬度分布。焊縫兩側(cè)由于受熱產(chǎn)生明顯的軟化。軟化區(qū)最低硬度基本上都位于軸肩下方，對(duì)應(yīng)于微觀(guān)組織中的熱影響區(qū)(HAZ)，其中ω/v=2256/142 r/mm對(duì)應(yīng)的軟化作用最明顯，硬度最低，為46.2HV，與母材62.7HV相比下降了25.4%。當(dāng)旋轉(zhuǎn)速率ω由1008r/min增加到2256 r/min時(shí)，熱輸入增加，熱影響區(qū)變大，軟化區(qū)域的范圍有所擴(kuò)大(如圖4a，b和c)。焊核區(qū)由于晶粒細(xì)化引起硬度上升，同時(shí)由于受到靠近前進(jìn)側(cè)焊核部位的晶粒變形大，畸變能增加，加工硬化等原因的影響，致使靠近前進(jìn)側(cè)的焊核硬度稍高于靠近后退側(cè)的焊核硬度，且焊核區(qū)硬度隨ω增大顯著增高。這是因?yàn)棣?2256 r/min對(duì)應(yīng)接頭的熱輸入比ω=1008 r/min和ω=1541 r/min接頭要多，焊核區(qū)晶?？赡軙?huì)相對(duì)較大，包含的無(wú)強(qiáng)化相區(qū)域會(huì)相應(yīng)減少，而無(wú)強(qiáng)化相區(qū)域多少將會(huì)顯著影響細(xì)小晶粒材料的硬度但對(duì)較大的晶粒影響較?。?4］，從而致使ω=2256 r/min的硬度最高，超過(guò)母材16%以上。

圖4 T接壁板焊縫顯微硬度分布 (a)ω=1008r/min;(b)ω=1541r/min;(c)ω=2256r/minFig.4 Hardness profiles along the skin section of T welded joints (a)ω=1008r/min;(b)ω=1541r/min;(c)ω=2256r/min

圖5表示沿T接筋板焊縫橫截面中心的硬度分布?？梢钥闯觯煌に噮?shù)下硬度分布近似呈現(xiàn)“N”形。壁板焊核表面軸肩熱作用大導(dǎo)致硬度降低，ω由1008r/min增加到2256r/min時(shí)，表面最低硬度稍有減少。同時(shí)受筋板焊核與母材過(guò)渡熱力影響區(qū)(TMAZ)位置強(qiáng)化相部分溶解的影響也出現(xiàn)一個(gè)低硬度區(qū)域，但各個(gè)工藝參數(shù)對(duì)此區(qū)域的最低硬度變化影響不大，其硬度約為52HV，與母材相比降低17%，這與筋板處熱力區(qū)熱輸入較小有關(guān)。兩個(gè)低硬度區(qū)之間受到動(dòng)態(tài)再結(jié)晶形成的細(xì)小晶粒影響出現(xiàn)一個(gè)隨轉(zhuǎn)速增大而升高的高硬度區(qū)。

無(wú)論是壁板上的HAZ的軟化還是筋板上的TMAZ的軟化都將有可能是影響其強(qiáng)度變化的原因。

2.3 拉伸性能

為了評(píng)價(jià)焊接隧道缺陷、“Z”線(xiàn)及局部組織軟化對(duì)T型接頭力學(xué)性能的影響，測(cè)試了拉伸性能。圖6a沿壁板方向(T)拉伸測(cè)試裝卡圖，6b沿筋板方向(L)拉伸測(cè)試裝卡圖?？估瓘?qiáng)度的結(jié)果見(jiàn)圖7。

圖5 T接筋板焊縫橫截面顯微硬度分布 (a)ω=1008r/min;(b)ω=1541r/min;(c)ω=2256r/minFig.5 Hardness profiles along the stringer section of T welded joints (a)ω=1008r/min;(b)ω=1541r/min;(c)ω=2256r/min

從沿T方向拉伸的結(jié)果來(lái)看，當(dāng)旋轉(zhuǎn)速率由1008r/min變到2256r/min，強(qiáng)度稍有上升，但所有的強(qiáng)度都在170～180MPa之間波動(dòng)(圖7)，這與壁板在焊前就是一個(gè)整體有關(guān)。其中，ω/v=2256/218 r/mm時(shí)，接頭抗拉強(qiáng)度可達(dá)到母材的73.8%。各個(gè)工藝參數(shù)下接頭強(qiáng)度下降與前面討論的硬度下降相當(dāng)(硬度下降20%～25%)，且斷裂位置位于軸肩下方硬度最低的區(qū)域，因此可以說(shuō)明組織軟化區(qū)是引起T方向拉伸強(qiáng)度降低的原因。另外在本實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，當(dāng)ω/v＞10r/mm時(shí)斷裂多發(fā)生在前進(jìn)側(cè)硬度最低區(qū)域;而當(dāng)ω/v＜10r/min時(shí)都在后退側(cè)硬度最低區(qū)域斷裂。無(wú)論是在前進(jìn)側(cè)還是后退側(cè)斷裂，斷口均呈鋸齒狀或與加載方向成45°夾角剪切狀(圖8a)。

圖6 T型接頭中加載方式 (a)沿壁板方向(T)(b)沿筋板方向(L)Fig.6 Loading methods for T-joints (a)along skin direction(T);(b)along stringer direction(L)

圖7 T型接頭的抗拉強(qiáng)度Fig.7 Tensile strength of T-joints

沿L方向加載時(shí)，除轉(zhuǎn)速為1008r/min的抗拉強(qiáng)度變化較大外，其余抗拉強(qiáng)度變化在185～201MPa之間(圖8)。其中ω/v=1008/75 r/mm時(shí)，抗拉強(qiáng)度僅為母材的63%，這不僅與該工藝參數(shù)接頭中存在較大隧道缺陷有關(guān)，還與存在較嚴(yán)重的未焊合開(kāi)裂缺陷有關(guān)。但其他工藝參數(shù)下接頭抗拉強(qiáng)度變化相對(duì)差異較小，在實(shí)驗(yàn)范圍內(nèi)ω/v=1541/218 r/mm時(shí)接頭沿L方向抗拉強(qiáng)度最高，為201.4MPa，約為母材的83.5%。L方向加載除強(qiáng)度比沿T方向加載變化大之外，其斷裂位置也呈現(xiàn)多樣化。在低轉(zhuǎn)速下(1008r/min)沿L方向加載，不是斷裂在筋板的軟化區(qū)，而是斷裂在兩板的結(jié)合面(bonding face)處，這是由于存在較大隧道缺陷和圓角未熔合形成有效冶金連接共同作用的結(jié)果，此時(shí)宏觀(guān)斷口中間部分呈現(xiàn)正斷模式，兩側(cè)呈現(xiàn)剪切斷裂模式，筋板從壁板中拔出(圖8b)。但當(dāng)轉(zhuǎn)速升高到1541r/min和2256r/min時(shí)，斷裂多出現(xiàn)在筋板上硬度最低的軟化區(qū)而不是有小隧道缺陷和“Z”線(xiàn)的位置，少量出現(xiàn)在壁板上焊核與熱力影響區(qū)的過(guò)渡區(qū)。在筋板軟化區(qū)宏觀(guān)斷口呈現(xiàn)剪切斷裂方式并伴有頸縮現(xiàn)象(圖8c);而那些少量斷裂出現(xiàn)在壁板焊核和熱力影響區(qū)位置(圖8 d)，可能是由于該區(qū)域晶粒存在明顯的差異以及裝夾夾具對(duì)壁板剪切作用造成的復(fù)合拉剪斷裂。由不同轉(zhuǎn)速下L方向加載強(qiáng)度的變化和斷裂位置的不同，可以得出低轉(zhuǎn)速條件(1008r/min)下強(qiáng)度的降低是由隧道缺陷引起的;高轉(zhuǎn)速下(1541r/min，2256r/ min)雖然存在較小的隧道缺陷和“Z”線(xiàn)，但對(duì)靜載強(qiáng)度幾乎無(wú)影響，強(qiáng)度降低是由局部組織軟化引起的。

圖8 典型的斷裂方式 (a)T方向加載，ω/v=2256/142 r/mm;(b)，(c)，(d)L方向加載，ω/v分別為1008/75 r/mm，2256/142 r/mm，1154/142r/mmFig.8 Typical fracture modes of T-joints (a)loading along T direction with ω/v=2256/142 r/mm;(b)，(c)，(d)loading along L direction with ω/v equal to 1008/75 r/mm，2256/142 r/mm，1154/142r/mm respectively

3 結(jié)論

(1)當(dāng)v不變時(shí)T接焊縫前進(jìn)側(cè)圓角過(guò)渡處容易產(chǎn)生隨ω/v增大而減小的隧道缺陷，后退側(cè)圓角區(qū)易出現(xiàn)清晰的“Z”連接線(xiàn)。

(2)T接壁板上出現(xiàn)兩個(gè)隨ω增加明顯擴(kuò)大的軟化區(qū)和一個(gè)顯著提高硬度的焊核硬化區(qū);筋板熱力區(qū)上出現(xiàn)一個(gè)對(duì)焊接參數(shù)不敏感的低硬度區(qū)域，其最低硬度與母材相比降低17%。

(3)熱影響區(qū)組織軟化是造成所有接頭沿T方向抗拉強(qiáng)度下降的主要原因，斷口以剪切斷裂為主，在工藝參數(shù)為ω/v=2256/218 r/mm時(shí)強(qiáng)度達(dá)母材的73.8%;ω=1008r/min下L方向加載的低強(qiáng)度歸因于較大的隧道缺陷，斷口為正切混合型，而組織軟化區(qū)是引起ω=1541r/min和ω=2256r/min對(duì)應(yīng)的接頭強(qiáng)度降低的主要原因，斷口以切斷模式為主，并伴有有限的頸縮現(xiàn)象，在所有參數(shù)中ω/v=1541/ 218r/mm對(duì)應(yīng)接頭沿L方向強(qiáng)度最高，約為母材的83.5%。

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