攪拌頭轉(zhuǎn)速對(duì)鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭組織性能影響的研究*

鄧 軍，趙運(yùn)強(qiáng)，譚錦紅，董春林

廣東省焊接技術(shù)研究所(廣東省中烏研究院)，廣東 廣州 510650

攪拌頭轉(zhuǎn)速對(duì)鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭組織性能影響的研究*

鄧 軍，趙運(yùn)強(qiáng)，譚錦紅，董春林

廣東省焊接技術(shù)研究所(廣東省中烏研究院)，廣東 廣州 510650

在不同攪拌頭轉(zhuǎn)速下對(duì)3 mm厚的6063-T4鋁合金進(jìn)行雙軸肩攪拌摩擦焊接．結(jié)果表明：當(dāng)焊接速度為200 mm/min時(shí)，攪拌頭轉(zhuǎn)速在400～700 r/min的范圍內(nèi)，均可獲得成形美觀、無內(nèi)部缺陷的接頭；隨著轉(zhuǎn)速的增加，接頭攪拌區(qū)范圍有所降低，晶粒尺寸有所增大，沉淀相粗化更為明顯；同時(shí)，熱機(jī)影響區(qū)范圍有所增加，晶粒變形更為劇烈，與攪拌區(qū)組織的差異更為明顯；各區(qū)域硬度值均有所降低，熱影響區(qū)范圍也有所增大．當(dāng)轉(zhuǎn)速為400 r/min時(shí)，接頭強(qiáng)度達(dá)到最高為173 MPa，接頭強(qiáng)度系數(shù)為85%，伸長(zhǎng)率18.3%．

6063鋁合金；雙軸肩攪拌摩擦焊；微觀組織；力學(xué)性能

攪拌摩擦焊(Friction stir welding，F(xiàn)SW)是近年來發(fā)展起來的新型固相連接技術(shù)，與傳統(tǒng)熔化焊相比，具有焊接熱軟化作用小、接頭的力學(xué)性能高及焊接變形小等諸多優(yōu)點(diǎn)，現(xiàn)已被廣泛應(yīng)用于鋁合金等低熔點(diǎn)金屬的焊接．雙軸肩攪拌摩擦焊是從常規(guī)單軸肩攪拌摩擦焊衍生而來，用上下兩個(gè)軸肩的攪拌頭對(duì)工件進(jìn)行焊接，焊接時(shí)攪拌針穿透被焊工件的同時(shí)，下軸肩代替常規(guī)攪拌摩擦焊的墊板對(duì)工件進(jìn)行背部支撐．該技術(shù)不僅可以實(shí)現(xiàn)有中空結(jié)構(gòu)部件的攪拌摩擦焊接，而且還可改善接頭厚度方向組織的不對(duì)稱性，消除根部未焊合等常規(guī)攪拌摩擦焊的不足，進(jìn)而改善接頭的力學(xué)性能[1]．

鋁合金儲(chǔ)量大，其具有比強(qiáng)度高、易于加工等諸多優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于航空航天、軌道客車及汽車制造等領(lǐng)域中[2-3]．具有中空結(jié)構(gòu)的鋁合金型材被大量應(yīng)用于高鐵行業(yè)中，而鋁合金型材的焊接技術(shù)成為高鐵車身生產(chǎn)技術(shù)的關(guān)鍵．傳統(tǒng)的熔化焊存在焊接變形大、接頭軟化嚴(yán)重的問題，嚴(yán)重降低了產(chǎn)品的可靠性和安全性[4-5]．針對(duì)上述問題，本文開展針對(duì)鋁合金的雙軸肩攪拌摩擦研究，通過揭示攪拌頭轉(zhuǎn)速這一關(guān)鍵工藝參數(shù)對(duì)材料接頭組織性能影響，從而優(yōu)化焊接工藝，為雙軸肩攪拌摩擦焊的應(yīng)用推廣提供理論基礎(chǔ)及技術(shù)指導(dǎo)．

1 試驗(yàn)部分

1.1 試 樣

選用尺寸為3 mm × 50 mm × 300 mm的6063-T4鋁合金板材作為被焊材料，其化學(xué)成分和力學(xué)性能列于表1．

1.2 方 法

所用雙軸肩攪拌頭為平軸肩配合柱狀攪拌針，上下軸肩直徑為16 mm、軸肩間隙為2.9 mm、攪拌針直徑為8 mm，焊接試驗(yàn)在FSW-3LM-003型龍門式攪拌摩擦焊機(jī)上進(jìn)行．焊前工件經(jīng)機(jī)械打磨后用

表1 6063-T4鋁合金化學(xué)成分及力學(xué)性能

丙酮擦拭，以去除表面氧化膜及油污．焊接時(shí)固定焊接速度為v=200 mm/min，變化攪拌頭轉(zhuǎn)速ω=400～800 r/min，在不同的攪拌頭轉(zhuǎn)速下對(duì)工件進(jìn)行焊接，以研究不同的攪拌頭轉(zhuǎn)速對(duì)接頭組織及力學(xué)性能的影響．

焊后沿垂直于焊接方向截取接頭的橫截面，經(jīng)打磨和拋光處理后，用混合酸溶液(1 mL氫氟酸+1.5 mL鹽酸+2.5 mL硝酸+95 mL水)對(duì)試樣進(jìn)行腐蝕，用光學(xué)顯微鏡(OM)對(duì)接頭微觀組織進(jìn)行分析．在拋光試樣的橫截面上，沿厚度中線進(jìn)行顯微硬度測(cè)試．按照國(guó)標(biāo)GB/T2651-2008焊接接頭拉伸測(cè)試方法，用數(shù)控電火花切割機(jī)將接頭加工成標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣．在不同工藝參數(shù)下所獲得的接頭選取三個(gè)拉伸試樣，在INSTRON-1186型力學(xué)性能測(cè)試機(jī)上進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果的平均值作為拉伸性能評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)，同時(shí)用掃描電鏡(SEM)對(duì)拉伸試驗(yàn)樣的斷口特征進(jìn)行分析．

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 焊縫成形

圖1為不同攪拌頭轉(zhuǎn)速下焊縫表面成形．從圖1可見：當(dāng)轉(zhuǎn)速較低時(shí)，焊縫表面成形良好，魚鱗紋細(xì)密均勻(圖1(a)和圖1(b))；隨著轉(zhuǎn)速的增加，魚鱗紋更加細(xì)密，但是在較大的焊接熱輸入下材料的粘度有所降低，跟隨攪拌頭的旋轉(zhuǎn)流動(dòng)的能力有所降低，因此在焊縫后退側(cè)的飛邊有所增加(圖1(c)和圖1(d))；進(jìn)一步增加焊接轉(zhuǎn)速，較大的焊接熱輸入造成焊縫金屬粘度進(jìn)一步降低，從而無法很好地跟隨旋轉(zhuǎn)攪拌頭進(jìn)行流動(dòng)，此時(shí)前進(jìn)側(cè)所產(chǎn)生的瞬時(shí)空腔無法獲得很好的回填，最終滯留在焊縫后退側(cè)的塑性金屬形成了較大飛邊，在焊縫前進(jìn)側(cè)形成了明顯的溝槽缺陷(圖1(e)和圖1(f))．

圖1 不同攪拌頭轉(zhuǎn)速下焊縫表面成形(a) ω =400 r/min，上表面；(b) ω =400 r/min，下表面；(c) ω =600 r/min，上表面；(d) ω =600 r/min，下表面；(e) ω =800 r/min，上表面；(f) ω =800 r/min，下表面Fig.1 Weld formations at different tool rotation speeds(a)ω =400 r/min，up surface；(b) ω =400 r/min，down surface；(c) ω =600 r/min，up surface；(d) ω =600 r/min，down surface；(e) ω =800 r/min，up surface；(f) ω =800 r/min，down surface

2.2 接頭的微觀組織

圖2 不同攪拌頭轉(zhuǎn)速下接頭橫截面Fig.2 Cross-sections of joints at different tool rotation speeds (a)ω =500 r/min；(b) ω =600 r/min；(c) ω =700 r/min

不同攪拌頭轉(zhuǎn)速下接頭橫截面宏觀形貌如圖2所示．從圖2可見：與單軸肩攪拌摩擦焊相類似，可將雙軸肩攪拌摩擦焊接頭分為攪拌區(qū)(SZ)、熱機(jī)影響區(qū)(TMAZ)和熱影響區(qū)(HAZ)；由于雙軸肩攪拌摩擦焊上下兩個(gè)軸肩對(duì)稱的熱機(jī)作用，最終形成上下表面寬而中間窄的特征，與常規(guī)單軸肩攪拌摩擦焊碗裝的接頭特征相比，這將顯著提高接頭厚度方向組織的對(duì)稱性；隨著攪拌頭轉(zhuǎn)速的增加，攪拌區(qū)的范圍有所減小，這是由于當(dāng)攪拌頭轉(zhuǎn)速較高時(shí)，較高的焊接熱輸入造成塑性金屬粘度較小，能夠跟隨旋轉(zhuǎn)攪拌頭發(fā)生塑性流動(dòng)的塑性金屬也較少，因此攪拌區(qū)的范圍較窄．

圖3為不同攪拌頭轉(zhuǎn)速下接頭攪拌區(qū)的微觀組織．在所選工藝參數(shù)內(nèi)，攪拌區(qū)金屬經(jīng)歷較大的塑性變形和熱輸入，發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶而形成細(xì)小的等軸晶，第二相質(zhì)點(diǎn)分布在晶界處及基體內(nèi)．從圖3可見，隨著轉(zhuǎn)速的增加，冷卻時(shí)第二相質(zhì)點(diǎn)析出有所增多，晶界更為明顯，而晶粒尺寸變化不大．這是由于轉(zhuǎn)速高時(shí)，塑性金屬位錯(cuò)密度大，再結(jié)晶時(shí)形核率高，但較大的熱輸入使晶粒長(zhǎng)大作用更明顯，在兩種因素的作用下晶粒尺寸變化不大．

圖4為不同轉(zhuǎn)速下熱機(jī)影響區(qū)的微觀組織．從圖4可見，隨著轉(zhuǎn)速的增加，熱機(jī)影響區(qū)的范圍變大，晶粒變形更為劇烈．這主要是由于轉(zhuǎn)速較高時(shí)，較大的熱輸入導(dǎo)致熱機(jī)影響區(qū)的材料軟化更為嚴(yán)重，同時(shí)攪拌頭的攪拌作用也更強(qiáng)烈，因此該區(qū)域材料發(fā)生更為劇烈的塑性變形．同時(shí)熱機(jī)影響區(qū)與攪拌區(qū)的組織差異也更為明顯，分界線更為清晰．

圖3 不同轉(zhuǎn)速下攪拌區(qū)微觀組織Fig.3 Microstructures of joints at at different tool rotation speeds(a)ω=400 r/min；(b) ω=500 r/min；(c) ω=600 r/min

圖4 不同轉(zhuǎn)速下熱機(jī)影響區(qū)微觀組織Fig.4 Microstructures in TMAZs at different tool rotation speeds(a)ω=400 r/min；(b) ω=500 r/min；(c) ω=700 r/min

2.3 接頭的力學(xué)性能

2.3.1 顯微硬度分布

不同轉(zhuǎn)速下接頭硬度分布如圖5所示．從圖5可以看出，硬度曲線大體呈W形，攪拌區(qū)硬度值高于熱影響區(qū)，但低于母材．這是由于攪拌區(qū)域內(nèi)金屬組織發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶且晶粒細(xì)小，因此該區(qū)的硬度值高于熱影響區(qū)的；但由于焊核溫度較高，彌散強(qiáng)化相發(fā)生粗化，使沉淀強(qiáng)化作用減弱，導(dǎo)致該區(qū)的硬度值低于母材的．熱影響區(qū)受到焊接熱作用影響，沉淀相同樣粗化并轉(zhuǎn)變?yōu)榕c基體非共格的β相，使沉淀強(qiáng)化作用減弱且晶粒尺寸大于攪拌區(qū)的，因此最低硬度值出現(xiàn)在熱影響區(qū)，成為接頭的薄弱環(huán)節(jié)．與常規(guī)攪拌摩擦焊相比，雙軸肩攪拌摩擦焊接頭熱影響區(qū)范圍更大，達(dá)到15～20 mm，隨著與焊縫中心距離的增大，材料受熱減小，硬度值逐漸增高至與母材等強(qiáng)．從圖5還可見，隨著攪拌頭轉(zhuǎn)速的提高，硬度值有所降低，這是由于攪拌區(qū)在較大熱輸入作用下沉淀相更為粗化，晶粒尺寸有所增加造成的；同樣隨著攪拌頭轉(zhuǎn)速的提高，熱影響區(qū)范圍也有所增大，最低硬度值也略有降低．

圖5 不同轉(zhuǎn)速下接頭限位硬度分布Fig.5 Hardness distributions in joints at different tool rotation speeds

2.3.2 拉伸性能

圖6為不同攪拌頭轉(zhuǎn)速下接頭的抗拉強(qiáng)度及斷后伸長(zhǎng)率．從圖6可見：隨著焊接轉(zhuǎn)速的增加，在轉(zhuǎn)速400～700 r/min范圍內(nèi)接頭的抗拉強(qiáng)度略有下降，斷裂位置均處于前進(jìn)側(cè)熱影響區(qū)；伸長(zhǎng)率呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)．當(dāng)ω=400 r/min時(shí)，接頭強(qiáng)度達(dá)到最高為173 MPa，接頭強(qiáng)度系數(shù)為85%，伸長(zhǎng)率為18.3%；當(dāng)轉(zhuǎn)速提高到800 r/min時(shí)，由于熱輸入過大，焊縫產(chǎn)生嚴(yán)重溝槽缺陷，接頭的力學(xué)性能顯著下降．

3 結(jié) 論

(1)當(dāng)焊接速度為200 mm/min時(shí)，攪拌頭轉(zhuǎn)速在400～700 r/min的范圍內(nèi)，均可獲得成形美觀且無內(nèi)部缺陷的接頭．

圖6 不同轉(zhuǎn)速下接頭抗拉強(qiáng)度及斷后伸長(zhǎng)率Fig.6 Tensile strength and elongations of joints at different tool rotation speeds

(2)隨著轉(zhuǎn)速的增加，接頭攪拌區(qū)的面積有所降低，晶粒尺寸有所增大，沉淀相粗化更為明顯．同時(shí)，熱機(jī)影響區(qū)范圍有所增加，晶粒變形更為劇烈，與攪拌區(qū)組織的差異更為明顯．

(3)隨著轉(zhuǎn)速的增加，攪拌區(qū)的硬度值有所降低，熱影響區(qū)范圍也有所增大，最低硬度值略有降低，斷裂位置為接頭的熱影響區(qū)．

(4)當(dāng)ω=400 r/min時(shí)，接頭強(qiáng)度達(dá)到最高為173 MPa，接頭強(qiáng)度系數(shù)為85%，伸長(zhǎng)率18.3%．

[1] 劉會(huì)杰，趙運(yùn)強(qiáng)，侯軍才．自持式攪拌摩擦焊研究[J]．焊接，2010(11)：7-10．

[2] 董春林，欒國(guó)紅，關(guān)橋．?dāng)嚢枘Σ梁冈诤娇蘸教旃I(yè)的應(yīng)用發(fā)展現(xiàn)狀與前景[J]．焊接，2008 (11)：25-31．

[3] 周利，劉朝磊，王計(jì)，等．雙軸肩攪拌摩擦焊技術(shù)研究現(xiàn)狀[J]．焊接，2015 (16)：14-18．

[4] 張健，李光，李從卿，等．2219-T4鋁合金雙軸肩FSW與常規(guī)FSW接頭性能對(duì)比研究[J]．焊接，2008 (11)：50-52．

[5] 趙衍華，李延民，郝云飛，等．2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭組織與性能分析[J]．宇航材料工藝，2012，42(6)：70-75．

Effect of tool rotation speed on microstructure and mechanical properties of bobbin tool friction stir welded aluminum alloy joints

DENG Jun，ZHAO Yunqiang，TAN Jinhong，DONG Chunlin

GuangdongWeldingInstitute(China-UkraineE.O.PatonInstituteofWelding)，Guangzhou510650，China

Bobbin tool friction stir welding was applied to join 3mm thick 6063-T4 aluminum alloy．When the welding speed was 200 mm/min and the tool rotation speed was in range from 400 to 700 mm/min，the sound weld with good formation and without defects can be obtained．With the increase of tool rotation speed，the size of the stir zone (SZ) decreased，the grain and precipitates sizes in this zone increased．In addition, with the increase of tool rotation speed，the size of thermo-mechanically affected zone (TMAZ) increased，the deformation of the grains was more intense，and the microstructure difference between the TMAZ and SZ was more obviously．The hardness in each zone decreased with the increase of tool rotation speed，and the size of heat affected zone increased．The tensile strength of the optimal joint was 173 MPa with the joint coefficient of 85% and the elongation of 18.3% at the tool rotation speed of 400rpm．

6063 aluminum alloy；bobbin tool friction stir welding；microstructure；mechanical property

2017-05-22

廣東省科學(xué)院實(shí)施創(chuàng)新驅(qū)動(dòng)發(fā)展能力建設(shè)專項(xiàng)資金項(xiàng)目(2017GDASCX-0847)；廣東省應(yīng)用型科技研發(fā)專項(xiàng)資金項(xiàng)目(2015B090922011)；廣東省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室建設(shè)項(xiàng)目(2012A061400011)

鄧軍(1983-)，男，湖南永州市人，本科，工程師.

1673-9981(2017)02-0084-05

TG453.9

A