6061 鋁合金攪拌摩擦焊工藝窗口的研究

譚飛，黃慧玲，牛文濤，張昊，陳玉華，黃永德

（1.中國(guó)航發(fā)南方工業(yè)有限公司，湖南 株洲 412000；2.南昌航空大學(xué) 江西省航空構(gòu)件成形與連接重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南昌 330000；3.上海汽車集團(tuán)股份有限公司乘用車福建分公司，福建 寧德 352000）

鋁合金由于其熔點(diǎn)低、熱導(dǎo)率高、線膨脹系數(shù)大等特點(diǎn)，在熔焊時(shí)易形成氣孔、裂紋等缺陷，降低接頭性能，從而限制了鋁合金焊接在工程生產(chǎn)中的應(yīng)用[1—2]，而攪拌摩擦焊由于其具有方便連接同種和異種材料等優(yōu)點(diǎn)，逐漸成為解決鋁合金焊接困難問(wèn)題的主要手段[3—4]。在鋁合金攪拌摩擦焊中，材料處于塑性流動(dòng)狀態(tài)，而攪拌頭對(duì)材料的機(jī)械攪拌也解決了鋁合金與氧親和力大，易生成氧化膜等問(wèn)題。選擇適當(dāng)?shù)墓に噮?shù)，對(duì)提高生產(chǎn)效率和接頭強(qiáng)度起著重要作用。楊明鄂[5]用試驗(yàn)分析了工藝參數(shù)的選擇對(duì)所得接頭拉伸強(qiáng)度的影響，認(rèn)為焊接速度與攪拌頭轉(zhuǎn)速會(huì)影響接頭質(zhì)量；張津[6]等通過(guò)分析軸肩直徑對(duì)顯微硬度的影響規(guī)律發(fā)現(xiàn)，軸肩尺寸的變化對(duì)接頭性能也有較大影響。在焊接過(guò)程中，由于軸肩與工件摩擦產(chǎn)熱，攪拌頭下方材料的塑性流動(dòng)、相互作用力等都會(huì)隨著溫度的變化而變化，單一固定參數(shù)值無(wú)法準(zhǔn)確確定對(duì)接頭性能的影響，因而選擇合適的軸肩尺寸，綜合工藝參數(shù)的交互作用，建立適當(dāng)?shù)墓に嚧翱?，確定合適的工藝參數(shù)范圍，是提高焊接接頭性能的關(guān)鍵所在，對(duì)推動(dòng)鋁合金攪拌摩擦焊的發(fā)展起重要作用。

1 試驗(yàn)

采用的試驗(yàn)材料為 250 mm×80 mm×5 mm 的6061-T6 鋁合金板材，其化學(xué)成分如表1 所示[7]。

表1 6061-T6 鋁合金板材化學(xué)成分Fig.1 Chemical composition of 6061-T6 aluminium alloy plate

試驗(yàn)使用了3 種不同直徑（9，12，15 mm）的攪拌頭，攪拌頭材料為定向凝固GH4169 軸肩，屬于直線內(nèi)凹型，且軸肩表面開(kāi)有螺線型花紋，攪拌頭具體參數(shù)如圖1 所示。軸肩的螺線形開(kāi)槽設(shè)計(jì)增加了軸肩對(duì)塑性金屬的包攏效果與對(duì)材料驅(qū)動(dòng)能力[7]。

圖1 試驗(yàn)所用攪拌頭尺寸Fig.1 Size of the mixing head used in the test

試驗(yàn)所用焊接設(shè)備，是由X53K 立式銑床改裝而成的攪拌摩擦焊機(jī)，焊接時(shí)，攪拌頭傾角為0°，軸肩壓入工件深度為0.2 mm，預(yù)熱時(shí)間為10 s[7]，由于攪拌頭的旋轉(zhuǎn)速度以及焊接過(guò)程中攪拌頭的行進(jìn)速度會(huì)影響焊接過(guò)程中的產(chǎn)熱，進(jìn)而影響材料的塑性流動(dòng)以及接頭拉伸強(qiáng)度，為了確定合適的工藝范圍，設(shè)定了不同的轉(zhuǎn)速及焊接速度進(jìn)行焊接試驗(yàn)。采用3 種轉(zhuǎn)速（750，1180，1500 r/min）及3 種焊接速度（95，190，300 mm/min）組合進(jìn)行焊接。焊后在焊縫中部區(qū)域截取拉伸試樣，試樣尺寸如圖2 所示。

接頭組織觀察采用奧林巴斯金相顯微鏡，采用UTM 電子萬(wàn)能拉伸機(jī)測(cè)試接頭拉伸性能，加載速度為2 mm/min，使用410MVD 數(shù)顯顯微維氏硬度計(jì)對(duì)接頭顯微硬度分布進(jìn)行測(cè)試，加載載荷為100 N，保持時(shí)間為10 s。

圖2 拉伸試樣尺寸Fig.2 Size of tensile sample

2 結(jié)果與分析

2.1 橫截面形貌

不同軸肩直徑及焊接參數(shù)下，6061-T6 鋁合金無(wú)傾角攪拌摩擦焊接頭橫截面形貌如圖3—5 所示。可以看出，在試驗(yàn)所定的參數(shù)范圍內(nèi)，當(dāng)軸肩尺寸較大時(shí)，接頭組織致密，沒(méi)有出現(xiàn)明顯的焊接缺陷，當(dāng)軸肩尺寸為9 mm，在較低的攪拌頭轉(zhuǎn)速與較高的焊接速度下，焊縫的底部出現(xiàn)了隧道缺陷，如圖5c 所示。當(dāng)軸肩尺寸為9 mm 時(shí)，材料的流動(dòng)趨勢(shì)與熱影響區(qū)面積均變小，母材向焊縫過(guò)渡的界線也變得明顯。分析認(rèn)為，當(dāng)軸肩尺寸小，攪拌頭轉(zhuǎn)速低，焊接速度大時(shí)，焊接熱輸入低，金屬塑性程度低，材料受熱循環(huán)作用不足，且攪拌頭轉(zhuǎn)速低，對(duì)焊縫金屬的機(jī)械攪拌作用也隨之降低，故材料的流動(dòng)趨勢(shì)與熱影響區(qū)面積均變小，此時(shí)金屬流動(dòng)性能差，不足以充分填充在攪拌頭后側(cè)形成的空腔，因此形成了隧道、孔洞等缺陷[8]。

圖3 軸肩直徑為15 mm 的焊接接頭橫截面形貌Fig.3 Cross-section morphology of welded joint with shaft shoulder diameter of 15 mm

圖4 軸肩直徑為12 mm 的焊接接頭橫截面形貌Fig.4 Cross-section morphology of welded joint with shaft shoulder diameter of 12 mm

圖5 軸肩直徑為9 mm 的焊接接頭橫截面形貌Fig.5 Cross-section morphology of welded joint with shaft shoulder diameter of 9 mm

2.2 拉伸強(qiáng)度

圖6 為3 種軸肩尺寸攪拌頭在不同行進(jìn)速度下，所得焊接接頭的拉伸強(qiáng)度變化，可以看出，當(dāng)攪拌頭行進(jìn)速度不斷增大時(shí)，3 種軸肩尺寸所得接頭的拉伸強(qiáng)度也隨之增大，而在其余工藝參數(shù)都相同時(shí)，軸肩尺寸越小，接頭拉伸強(qiáng)度越高，其最高值為227.44 MPa，為9 mm 軸肩所得接頭，占母材強(qiáng)度的75.22%；相同的焊接條件下，直徑為12 mm 與15 mm的軸肩所對(duì)應(yīng)的接頭拉伸強(qiáng)度相對(duì)較小，12 mm 的軸肩接頭拉伸強(qiáng)度值為218.34 MPa，12 mm 的軸肩接頭拉伸強(qiáng)度為212.26 MPa，分別占母材強(qiáng)度的72.21%和70.19%[7]，分析認(rèn)為，采用9 mm 軸肩焊接時(shí)，軸肩與工件材料有效摩擦面積小，產(chǎn)生的焊接熱輸入隨之減少，塑性金屬材料軟化程度不足，材料抗力提高，接頭強(qiáng)度隨之提高[9]。

2.3 顯微組織

圖6 不同軸肩尺寸所得接頭拉伸強(qiáng)度Fig.6 Tensile strength of joints with different shaft shoulder sizes

圖7 焊縫前進(jìn)側(cè)微觀組織Fig.7 Microstructure of the welding side

圖7 為一定焊接參數(shù)下，不同軸肩尺寸焊接所得接頭微觀組織。從圖7 可以看出，當(dāng)軸肩尺寸為15 mm和12 mm 時(shí)，材料的流動(dòng)趨勢(shì)明顯，晶粒呈細(xì)長(zhǎng)狀，熱影響區(qū)面積相對(duì)較大；當(dāng)軸肩尺寸為9 mm 時(shí)，材料的流動(dòng)趨勢(shì)減弱，晶粒無(wú)明顯變形，熱影響區(qū)的面積也相對(duì)減小。分析認(rèn)為，當(dāng)軸肩尺寸減小時(shí)，軸肩與工件的有效摩擦面積減小，焊接熱輸入低，攪拌頭周圍塑性金屬流動(dòng)不充分，材料軟化程度低，變形抗力提高，所以晶粒沒(méi)有出現(xiàn)明顯的變形，而所受焊接熱循環(huán)作用也相對(duì)減小[7]。

攪拌頭轉(zhuǎn)速與焊接速度一定，焊核區(qū)顯微組織形貌見(jiàn)圖8，經(jīng)過(guò)測(cè)量及由圖8 可知，隨著軸肩尺寸的減小，晶粒出現(xiàn)明顯的細(xì)化，當(dāng)軸肩尺寸為15 mm時(shí)，焊核區(qū)晶粒尺寸為22.21 μm，軸肩直徑為12 mm時(shí)焊核區(qū)晶粒尺寸為15.14 μm，軸肩直徑為9 mm 時(shí)焊核區(qū)晶粒尺寸最小為9.77 μm[7]。

圖8 焊核區(qū)顯微組織Fig.8 Microstructure of the weld nugget

分析認(rèn)為，攪拌頭的不停旋轉(zhuǎn)攪拌使焊核區(qū)的金屬材料發(fā)生了晶粒破碎，隨后在焊接熱循環(huán)的作用下發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶。當(dāng)軸肩尺寸為15 mm 時(shí)，軸肩與工件有效摩擦面積大，產(chǎn)熱多，過(guò)量的焊接熱輸入使晶粒發(fā)生長(zhǎng)大現(xiàn)象[12—13]，所以15 mm 對(duì)應(yīng)晶粒尺寸要大于12 mm 對(duì)應(yīng)的晶粒尺寸。當(dāng)軸肩尺寸為9 mm時(shí)，焊接熱輸入最低，晶粒被打碎后沒(méi)有足夠的熱輸入發(fā)生晶粒長(zhǎng)大，所以此時(shí)晶粒尺寸最小。

2.4 工藝窗口的建立

圖9 本次試驗(yàn)工藝窗口Fig.9 Process window of this experiment

圖9 為不同軸肩尺寸下，6061-T6 鋁合金攪拌摩擦焊工藝窗口，其建立標(biāo)準(zhǔn)為接頭拉伸強(qiáng)度占母材拉伸強(qiáng)度的70%以上[7]。從圖9 可以看出，軸肩尺寸為9 mm 焊接所得工藝窗口面積最大，且形狀與其他兩種尺寸軸肩不同，為了更加準(zhǔn)確地分析軸肩尺寸對(duì)攪拌摩擦焊工藝參數(shù)選擇的影響，可在現(xiàn)有的工藝參數(shù)范圍基礎(chǔ)上，對(duì)完整的6061 鋁合金攪拌摩擦焊工藝窗口進(jìn)行推測(cè)。

圖10 為兩種不同型號(hào)鋁合金的攪拌摩擦焊工藝窗口[14—15]，綜合圖10a 和b 以及本次試驗(yàn)所得工藝窗口可以預(yù)測(cè)，完整的6061 鋁合金攪拌摩擦焊工藝窗口形狀應(yīng)為多邊形，與9 mm 軸肩所對(duì)應(yīng)的工藝窗口形狀更為接近。圖11 為推測(cè)的3 種軸肩尺寸所對(duì)應(yīng)的完整工藝窗口的范圍[7]。由圖11 可知，當(dāng)軸肩尺寸為9 mm 時(shí)，工藝窗口面積最大，且有向低焊接速度以及高攪拌頭轉(zhuǎn)速擴(kuò)展的趨勢(shì)，可選擇的焊接參數(shù)范圍最大，而12 mm 的軸肩工藝窗口面積最小，可選擇的工藝參數(shù)范圍也就最小。

圖10 FSW 工藝窗口Fig.10 Process window of FSW

分析認(rèn)為，當(dāng)軸肩直徑增大時(shí)，軸肩與工件有效摩擦面積增大，焊接熱輸入增多，過(guò)量的焊接熱輸入會(huì)使接頭軟化，降低接頭的力學(xué)性能，所以12 mm與15 mm 的軸肩均無(wú)法選擇較低的焊接速度與較高的攪拌頭轉(zhuǎn)速，其工藝窗口形狀也無(wú)法向此方向延展。當(dāng)焊接速度增大時(shí)，軸肩尺寸越小，對(duì)于攪拌頭內(nèi)塑性金屬的包攏效果就越差，從而造成焊接缺陷，所以，3 種軸肩尺寸中，12 mm 軸肩工藝窗口面積最小，可選擇工藝參數(shù)范圍也最小。采用9 mm 軸肩進(jìn)行焊接時(shí)，由于軸肩尺寸小，軸肩與工件的有效摩擦面積小，焊接熱輸入低，所以9 mm 的軸肩相對(duì)其他兩種軸肩，選擇更低的焊接速度與更高的攪拌頭速度，仍可以保持合理的焊接熱輸入，從而保證并提高接頭的力學(xué)性能，所以9 mm 軸肩所對(duì)應(yīng)工藝窗口面積最大，可選工藝參數(shù)范圍最大[16—17]。

圖11 不同軸肩尺寸的完整工藝窗口預(yù)測(cè)[7]Fig.11 Prediction of complete process window for different shaft shoulder sizes

3 結(jié)論

1）當(dāng)軸肩尺寸減小，在較高的攪拌頭行進(jìn)速度以及較低的攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度下，焊接熱輸入不足，焊縫底部容易出現(xiàn)缺陷。

2）隨著軸肩尺寸的減小，接頭拉伸強(qiáng)度升高。當(dāng)r=1500 r/min，v=300 mm/min，軸肩尺寸為9 mm時(shí)，所得接頭拉伸強(qiáng)度最高，最高值為227.44 MPa。

3）采用9 mm 尺寸的軸肩進(jìn)行焊接時(shí)，熱輸入減小，材料塑化程度不夠，變形抗力提升，焊核區(qū)晶粒組織明顯細(xì)化。焊核區(qū)晶粒尺寸為9.77 μm。

4）3 種軸肩尺寸對(duì)應(yīng)的工藝窗口面積都比較大，當(dāng)軸肩尺寸為9 mm 時(shí)，工藝窗口面積最大，且有向低焊接速度與高攪拌頭速度擴(kuò)展的趨勢(shì)。