6061鋁合金厚板攪拌摩擦焊接頭組織與耐蝕性

(大連交通大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，遼寧 大連 116028)

6061鋁合金厚板攪拌摩擦焊接頭組織與耐蝕性

趙麗敏聶盼

(大連交通大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，遼寧 大連 116028)

采用攪拌摩擦焊對30 mm厚的6061鋁合金進(jìn)行了雙面對接焊，分別采用金相顯微鏡、顯微硬度儀和電化學(xué)工作站對焊接接頭的組織、硬度和耐蝕性能進(jìn)行觀察、測量和研究。金相觀察顯示，雙面攪拌摩擦焊焊縫前進(jìn)側(cè)與母材有明顯的分界，后退側(cè)分界模糊；焊核區(qū)呈均勻細(xì)小的等軸晶。硬度測試表明，攪拌摩擦焊接接頭硬度呈“W”形特征分布，硬度最低值出現(xiàn)在前進(jìn)側(cè)熱影響區(qū)。腐蝕試驗(yàn)表明，雙面焊焊核重疊區(qū)腐蝕電流(2.396 3×10-5A/cm2)較大，一旦開始腐蝕，腐蝕速度很快，耐腐蝕能力相對較差。

雙面攪拌摩擦焊微觀組織顯微硬度耐蝕性能

0 序 言

攪拌摩擦焊 (Friction stir welding，F(xiàn)SW)作為一項(xiàng)先進(jìn)的固相連接技術(shù)，特別適用于低熔點(diǎn)輕金屬的焊接[1]。采用該技術(shù)進(jìn)行鋁合金焊接時(shí)避免了熔焊所帶來的熱裂、氣孔等缺陷，有效地提高了接頭性能，為鋁合金高質(zhì)量連接提供了有效的手段。

目前，鋁合金攪拌摩擦焊已有大量的研究成果，但主要是針對鋁合金薄板的焊接[2-3]。近年來隨著工程技術(shù)要求的不斷提高，人們對產(chǎn)品抵抗外界環(huán)境作用的能力、長期使用的可靠性及穩(wěn)定性提出了越來越高的要求。因此大厚度鋁合金板在軌道車輛、航海以及航空航天等領(lǐng)域的應(yīng)用得到了普遍關(guān)注，厚板鋁合金的焊接已成為焊接領(lǐng)域的熱點(diǎn)課題[4]。針對厚板鋁合金的攪拌摩擦焊的研究也是十分必要的。現(xiàn)有對于厚板鋁合金攪拌摩擦焊的研究主要集中在接頭組織和力學(xué)性能上[5-7]，但是，厚板鋁合金在攪拌摩擦焊接過程中，沿板厚方向存在著較大的溫度梯度和不均勻的塑性流動(dòng)，會導(dǎo)致焊縫微觀組織和接頭耐腐蝕性能在焊縫厚度方向上存在差異，關(guān)于這方面的研究報(bào)道很少。尤其是對于航空航天結(jié)構(gòu)件，抗腐蝕性是評定其使用性能極其重要的一個(gè)指標(biāo)。

文中采用雙面對接攪拌摩擦焊的焊接方法焊接30 mm 厚6061鋁合金板，對雙面攪拌摩擦焊接接頭的組織和腐蝕性能進(jìn)行研究，為6061鋁合金厚板攪拌摩擦焊技術(shù)的廣泛應(yīng)用提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)材料及方法

試驗(yàn)選用30 mm厚的6061鋁合金軋制型材進(jìn)行FSW試驗(yàn)，焊接試件尺寸規(guī)格為300 mm×200 mm×30 mm，焊接方式為雙面對接焊，材料的化學(xué)成分見表1。

表1 6061鋁合金化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)

焊接試驗(yàn)在型號為FSW-2D-2020的攪拌摩擦焊設(shè)備上進(jìn)行。采用帶有螺紋錐形攪拌針的攪拌頭，攪拌頭的軸肩直徑為 30 mm，攪拌針根部直徑為16 mm，尖部直徑為 8 mm，針長為 20 mm。焊前用砂紙除去待焊板材表面氧化膜，清洗表面油污，然后將其剛性固定在專用夾具上，進(jìn)行攪拌摩擦焊焊接。焊接工藝參數(shù)如下：攪拌頭旋轉(zhuǎn)頻率為360 r/min；焊接速度為120 mm/min；主軸傾角為2.5°；下壓量為0.1 mm。

焊后利用線切割設(shè)備沿垂直于焊接方向切取接頭試樣用于制取金相樣品。將金相試樣經(jīng)粗磨、細(xì)磨、拋光后，用Keller試劑腐蝕，制成金相樣品，用OLYMPUS-BX-51M光學(xué)顯微鏡對焊縫各區(qū)顯微組織進(jìn)行觀察分析。試驗(yàn)所用Keller試劑為2 mLHF+3 mLHCl+5 mLHNO3+90 mLH2O配制。

腐蝕電化學(xué)測試在CorrTest CS350電化學(xué)工作站上進(jìn)行，采用3.5% NaCl溶液作為試驗(yàn)介質(zhì)，電位掃描速度為1 mV/s，頻率為2Hz，電化學(xué)測試采用三電極體系，輔助電極為鉑電極，參比電極為飽和甘汞電極。試驗(yàn)前將待測面研磨拋光，用環(huán)氧樹脂封裝非測試面。腐蝕試樣取樣位置(A，B，C，1，2)如圖1所示。并使用型號為FM-700的顯微硬度計(jì)測量沿焊縫橫截面的顯微硬度。硬度測試的位置為圖1中的線1和線2，測試時(shí)以焊縫中心為零點(diǎn)，向左、向右依次打點(diǎn)測量。

圖1 接頭中腐蝕樣品切取位置及硬度測定位置示意圖

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 攪拌摩擦焊接頭的宏觀形貌

通過設(shè)計(jì)合理的攪拌工具和焊接工藝參數(shù)，成功實(shí)現(xiàn)了30 mm厚6061鋁合金板材的對接焊，得到了表面成形美觀且內(nèi)部質(zhì)量良好的焊縫。同時(shí)避免了常規(guī)熔化焊易產(chǎn)生焊接的變形、氣孔等問題。

鋁合金雙面攪拌摩擦焊接頭橫截面的宏觀形貌如圖2所示，可以看出，焊縫上下呈“V”形對稱分布，圖中白色虛線框中為正面焊和背面焊的焊核重疊區(qū)，因其位于整個(gè)接頭的中間位置，故下文簡稱中間焊核區(qū)。攪拌摩擦焊接頭可以分為四個(gè)區(qū)，分別是母材區(qū)(Base metal，BM)、熱影響區(qū)(Heat affected zone，HAZ)、熱機(jī)影響區(qū)(Heat mechanical affected zone，TMAZ)及焊核區(qū)(Weld nugget zone，WNZ)。雙面攪拌摩擦焊接頭的前進(jìn)側(cè)與母材分界線較明顯，后退側(cè)沒有明顯的分界。這主要是由焊縫區(qū)內(nèi)塑性金屬的流動(dòng)程度在前進(jìn)側(cè)和后退側(cè)存在差異造成的[8-9]。

圖2 6061雙面焊截面形貌

2.2 攪拌摩擦焊接頭的顯微組織分析

圖3為FSW焊接試樣顯微組織形貌。由圖3a可以看到母材晶粒粗大，沿軋制方向被拉長。圖3b為焊核區(qū)，位于焊縫中心，在FSW焊接過程中受到攪拌針劇烈的攪拌作用和熱作用，經(jīng)歷了較高溫度的熱循環(huán)，組織發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，由母材原始板條狀軋制組織轉(zhuǎn)變?yōu)榧?xì)小的等軸晶。

圖3c～3d分別為前進(jìn)側(cè)和后退側(cè)熱影響區(qū)組織形貌，可以看到晶粒形狀與母材相似，但在母材的基礎(chǔ)上發(fā)生輕微粗化，這是由熱影響區(qū)在焊接過程中受到較低的熱循環(huán)作用造成的。而且熱影響區(qū)組織在前進(jìn)側(cè)和后退側(cè)沒有明顯差別。

圖3e中黑色虛線左側(cè)為前進(jìn)側(cè)熱機(jī)影響區(qū)，右上方為焊核區(qū)，圖3f所示為后退側(cè)熱機(jī)影響區(qū)組織形貌。作為焊核區(qū)和熱影響區(qū)的過渡區(qū)，熱機(jī)影響區(qū)晶粒取向與軋制方向存在一定的角度關(guān)系，在靠近焊核區(qū)晶粒沿著界面被拉長細(xì)化，尺寸大于焊核區(qū)晶粒。表明熱機(jī)影響區(qū)在FSW焊接過程中受到了機(jī)械攪拌和摩擦熱循環(huán)的雙重作用，但由于它所受到的機(jī)械攪拌作用不大，熱作用產(chǎn)生的溫度也不足以使晶粒發(fā)生再結(jié)晶，但是滿足發(fā)生回復(fù)的條件。對比圖3e和圖3f可以發(fā)現(xiàn)，前進(jìn)側(cè)熱機(jī)影響區(qū)晶粒的流線形改變傾向明顯大于后退側(cè)，這種現(xiàn)象有兩種原因造成的：一是前進(jìn)側(cè)的溫度比后退側(cè)低[10]，流動(dòng)性較差；二是在前進(jìn)側(cè)，攪拌頭旋轉(zhuǎn)方向與材料運(yùn)動(dòng)方向相同，所以受到的機(jī)械攪拌作用力比后退側(cè)大，塑性變形也較大。

圖4為接頭不同位置焊核區(qū)的顯微組織形貌圖，圖4a和4b分別為正、背面焊核區(qū)的顯微組織，均為等軸晶，二者晶粒尺寸差別不大；圖4c是雙面焊重合區(qū)的顯微組織，由于在焊接過程中該區(qū)域經(jīng)歷了兩次攪拌和熱循環(huán)的作用，所以是更細(xì)小的等軸晶。其晶粒尺寸較正、背面焊核區(qū)的要小。

2.3 接頭顯微硬度

對FSW接頭進(jìn)行顯微硬度測試，其顯微硬度分布曲線如圖5所示。由圖5可見兩個(gè)位置的硬度值均呈“W”形特征分布。母材區(qū)硬度最高，其他各區(qū)的硬度值相對于母材硬度均有所降低，說明接頭發(fā)生了軟化現(xiàn)象。焊核區(qū)由于發(fā)生了再結(jié)晶，晶粒細(xì)化，硬度值隨之增大，但是焊接過程中較高的熱輸入使得該區(qū)的沉淀強(qiáng)化相大部分溶解[6]，因此其硬度最終還是比母材低，兩個(gè)位置焊核區(qū)的硬度最高值分別是65.7 HV和57.59 HV。在攪拌摩擦焊接熱循環(huán)的作用下，熱影響區(qū)和熱機(jī)影響區(qū)都發(fā)生了不同程度的軟化，其中熱影響區(qū)由于沒有受到攪拌頭的攪拌作用，在熱作用下沉淀相發(fā)生粗化并部分溶解[6]，致使硬度明顯降低。因顯微硬度的最低值都出現(xiàn)在前進(jìn)側(cè)熱影響區(qū)，說明該區(qū)是焊縫的薄弱環(huán)節(jié)。

圖3 接頭截面低倍顯微組織形貌

圖4 不同位置處焊核區(qū)的顯微組織形貌

圖5 焊接接頭顯微硬度

2.4 電化學(xué)腐蝕試驗(yàn)結(jié)果

接頭橫截面焊縫中心區(qū)不同位置與母材區(qū)的動(dòng)電位極化曲線如圖6所示，表2為接頭橫截面焊縫中心區(qū)不同位置與母材極化曲線所對應(yīng)的電化學(xué)參數(shù)。腐蝕電位作為熱力學(xué)參數(shù)，其值越高，說明這種材料的耐腐蝕性能越好，越不易受到腐蝕。腐蝕電流密度是表征腐蝕快慢的參數(shù)，腐蝕電流密度越大，則表示腐蝕進(jìn)行的越快。由圖6和表2可知，焊核各個(gè)位置的腐蝕電位均高于母材，尤其是中間焊核區(qū)具有最高的腐蝕電位(-0.666 47 V)和腐蝕電流密度(2.396 3×10-5A/cm2)，正面焊和背面焊的焊核區(qū)腐蝕電位相差不大，背面焊焊核的腐蝕電位為-0.695 38 V，正面焊焊核的腐蝕電位為-0.704 16 V。說明雙面焊接重合區(qū)焊核比較特殊，雖然其腐蝕電位較高，但其腐蝕速率也是正反面焊的上百倍，說明一旦達(dá)到腐蝕電位，其腐蝕進(jìn)展將會很快。

圖6 接頭橫截面焊核區(qū)不同位置與母材區(qū)極化曲線

測試位置腐蝕電位E/V腐蝕電流密度I/A腐蝕速率/(mm·A-1)反面焊焊核區(qū)-0.695207.2781×10-70.0079420中間焊核區(qū)-0.665952.3963×10-50.2617200正面焊焊核區(qū)-0.704233.4419×10-70.0037593母材-0.713441.7195×10-60.0187800

混合區(qū)(包括焊核、熱機(jī)影響區(qū)和熱影響區(qū)在內(nèi))因其內(nèi)部晶粒尺寸及成分差別較大，是接頭中比較薄弱的區(qū)域，其耐腐蝕性能的研究對整個(gè)接頭具有重要的意義。因此對混合區(qū)的腐蝕性能進(jìn)行測定，正面焊的混合區(qū)取自前進(jìn)側(cè)，反面焊的混合區(qū)取自后退側(cè)。6061鋁合金FSW接頭橫截面不同位置混合區(qū)和母材區(qū)的動(dòng)電位極化曲線如圖7所示，表3為不同位置混合區(qū)和母材極化曲線所對應(yīng)的電化學(xué)參數(shù)。由圖7和表3可知，雙面焊接時(shí)正面焊和背面焊混合區(qū)的腐蝕電位非常接近，背面焊混合區(qū)的腐蝕電位為-0.701 76 V，腐蝕電流密度為8.191×10-7A/cm2。正面焊混合區(qū)的腐蝕電位為-0.700 59 V，腐蝕電流密度為8.165 9×10-7A/cm2。

圖7 接頭橫截面混合區(qū)不同位置與母材區(qū)極化曲線

測試位置腐蝕電位E/V腐蝕電流密度I/A腐蝕速率/(mm·A-1)反面焊混合區(qū)-0.701768.1910×10-70.0089462正面焊混合區(qū)-0.700598.1659×10-70.0089188母材-0.713441.7195×10-60.0187800

3 結(jié) 論

(1)通過選擇合適的工藝參數(shù)，成功實(shí)現(xiàn)了30 mm厚6061鋁合金雙面攪拌摩擦焊。雙面焊接接頭的前進(jìn)側(cè)與母材界面明顯，后退側(cè)較不明顯；母材是典型的軋制狀組織；熱影響區(qū)的組織發(fā)生了輕微粗化；熱機(jī)影響區(qū)晶粒在靠近焊核區(qū)沿著界面被拉長細(xì)化；焊核區(qū)為細(xì)小等軸晶。

(2)焊縫截面硬度分布呈“W”形，焊縫出現(xiàn)一定程度的軟化現(xiàn)象，各區(qū)的硬度值低于母材，硬度最低值出現(xiàn)在前進(jìn)側(cè)熱影響區(qū)。

(3)動(dòng)電位極化曲線表明，雙面焊焊核重疊區(qū)具有較大的腐蝕電流，腐蝕速度快，一旦開始腐蝕，耐腐蝕較差。

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2017-05-07

TG453+.1

趙麗敏，1972年出生，博士，副教授，研究生導(dǎo)師。主要從事先進(jìn)材料連接的研究，已發(fā)表論文20余篇。