6063-T5厚板攪拌摩擦焊接頭層狀撕裂缺陷研究

鄧清洪 游菲 吳勇

摘要：針對(duì)板厚17.6 mm的6063-T5鋁合金翅片散熱器型材進(jìn)行了攪拌摩擦焊接。采用光學(xué)顯微鏡、掃描電鏡觀察接頭組織結(jié)構(gòu)和拉伸斷口，并測(cè)試接頭拉伸性能。結(jié)果表明：造成焊縫表層層狀撕裂缺陷的原因是氧化物聚集分布所致，氧化物層的化學(xué)成分主要為Al2O3、MgO;通過(guò)180 ℃×10 h焊后時(shí)效處理，接頭的抗拉強(qiáng)度為170 MPa，為母材的106%，拉伸斷裂位置在接頭前進(jìn)側(cè)熱影響區(qū)，拉伸斷裂方式為韌性斷裂。

關(guān)鍵詞：攪拌摩擦焊;層狀撕裂;氧化物;抗拉強(qiáng)度;厚板鋁合金

中圖分類號(hào)：TG407 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A 文章編號(hào)：1001-2303（2020）08-0078-05

DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2020.08.16

0 前言

鋁合金具有高效導(dǎo)熱性，是散熱器保持良好散熱功能的決定性因素和熱能轉(zhuǎn)換的理想介質(zhì)。大型寬幅鋁合金散熱片是動(dòng)車組、城市輕軌等高速列車上的重要部件，進(jìn)口的散熱器產(chǎn)品主要采用鋁合金板粘結(jié)而成，成本高且散熱效率較低，可靠性不高;大型翅片散熱器制造需要采用大噸位擠壓機(jī)，成本高昂、成品率低。目前一般采用小型翅片散熱器通過(guò)焊接方式制造大型翅片散熱器，但傳統(tǒng)熔化焊焊接鋁合金大厚板存在連接強(qiáng)度低、焊接氣孔多、焊接變形大、焊接效率低及制造成本高等諸多問(wèn)題。

攪拌摩擦焊是英國(guó)焊接研究所于1991年發(fā)明的一項(xiàng)新型綠色固相焊接技術(shù)[1]。采用攪拌摩擦焊技術(shù)連接小型翅片散熱器和制造大型翅片散熱器與整體擠壓產(chǎn)品性能一致，產(chǎn)品外形美觀、無(wú)焊接變形、無(wú)裂紋和氣孔缺陷，并能顯著降低成本。因此，采用攪拌摩擦焊方法制造鋁合金翅片散熱器引起了焊接學(xué)者的關(guān)注。截止目前，大量的研究集中在焊接工藝、接頭組織和力學(xué)性能上，例如：狄歐等[2]研究了不同的旋轉(zhuǎn)速度、焊接速度及熱處理工藝對(duì)鋁合金厚板攪拌摩擦焊接頭性能的影響;宮文彪等[3]研究了6082-T6鋁合金厚板攪拌摩擦焊沿厚度方向力學(xué)性能的變化;吳志明[4]研究了采用熔化極惰性氣體保護(hù)焊和攪拌摩擦焊不同工藝所對(duì)應(yīng)的城軌車輛枕梁及車鉤板的接頭的機(jī)械性能對(duì)比。在焊接缺陷研究方面，有關(guān)“S”線的控制探討較多，如汪建等[5]建立了鋁合金散熱器攪拌摩擦焊接溫度場(chǎng)三維有限元模型，并分析了焊縫“S”線缺陷和材料流動(dòng)行為等;毛家偉等[6]研究了焊后熱處理對(duì)新能源汽車6063-T5散熱器攪拌摩擦焊接頭力學(xué)性能的影響;賀地求等[7]在采用攪拌摩擦焊焊接20 mm厚6063鋁合金散熱器的過(guò)程中，使用氣體保護(hù)，成功消除了6063鋁合金攪拌摩擦焊中易形成的“S”線;李帥貞[8]等研究了焊前清理對(duì)鋁合金厚板攪拌摩擦焊接頭“S”線及性能的影響等。關(guān)于厚板鋁合金攪拌摩擦焊表層出現(xiàn)的“層狀撕裂”類的缺陷問(wèn)題的研究目前尚未見(jiàn)相關(guān)報(bào)道。

文中以17.6 mm板厚6063-T5鋁合金翅片散熱器擠壓型材攪拌摩擦焊為研究對(duì)象，研究了接頭的組織及力學(xué)性能，揭示了焊縫表層出現(xiàn)的層狀撕裂缺陷產(chǎn)生原因并探討其相關(guān)形成機(jī)理，提出了有效的解決方案，為加速推廣攪拌摩擦焊技術(shù)在軌道行業(yè)應(yīng)用奠定了工藝和理論基礎(chǔ)。

1 試驗(yàn)材料及方法

試驗(yàn)材料為厚度17.6 mm的6063-T5鋁合金翅片散熱器擠壓型材，其化學(xué)成分如表1所示，試件尺寸412 mm×564 mm×112.6 mm。焊接設(shè)備為湖南煌星華科技有限公司MCH2216生產(chǎn)型靜龍門二維攪拌摩擦焊設(shè)備，最大鋁合金可焊厚度為25 mm。攪拌工具為軸肩內(nèi)凹并帶有同心圓槽，攪拌針特征為螺紋+三切面特征，如圖1所示，針長(zhǎng)17.2 mm。攪拌頭材料為H13熱作模具鋼。

試驗(yàn)前先用鋼絲刷打磨試件表面和焊縫對(duì)接面，再用酒精擦拭。焊接工藝參數(shù)為：攪拌頭轉(zhuǎn)速600 r/min，焊接行進(jìn)速度150 mm/min，軸肩下壓量0.2 mm，攪拌頭傾角3°，起始停留時(shí)間15 s，終止停留時(shí)間為8 s。焊接工裝裝夾示意如圖2所示，為節(jié)約生產(chǎn)成本、提高材料利用率，采用引入引出的工藝，引入和引出塊尺寸為50 mm×50 mm，材質(zhì)和厚度與母材相同。為了消除焊接內(nèi)應(yīng)力，對(duì)焊后試件進(jìn)行180 ℃×10 h人工時(shí)效處理。

攪拌摩擦焊接完成后沿寬度方向切除引入引出塊，對(duì)焊縫進(jìn)行PT和RT檢測(cè)，結(jié)果均為合格。銑削加工去除翅片齒后，采用線切割沿垂直于焊縫方向分別制取金相試樣、拉伸試樣和彎曲試樣，取樣標(biāo)準(zhǔn)按照ISO25239-2011《攪拌摩擦焊—鋁合金》執(zhí)行，采用Axiovert-200-MAT進(jìn)行金相組織觀察，制備金相試樣所使用的腐蝕液為9%NaOH∶91%H2O。采用Instron-5900拉伸試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行拉伸性能測(cè)試，使用HITACHI-S4800掃描電子顯微鏡對(duì)焊縫截面進(jìn)行二次電子（SE）成像和背散射電子（BSE）成像分析和能譜分析。

2 結(jié)果及分析

2.1 焊縫宏觀形貌

焊縫上表面宏觀形貌如圖3所示，可以看出，焊縫除因軸肩下壓造成的略微減薄和飛邊之外，焊縫成形美觀，光亮平整，無(wú)宏觀缺陷。

焊縫橫截面宏觀金相照片如圖4所示。由圖4可知，焊縫焊核區(qū)橫截面整體形貌呈現(xiàn)“深碗狀”并完全覆蓋焊縫厚度方向。由于前進(jìn)側(cè)材料相比于后退側(cè)材料受到的機(jī)械攪拌作用更加劇烈，因此前進(jìn)側(cè)熱機(jī)械影響區(qū)更加明顯?？梢园l(fā)現(xiàn)，在后退側(cè)焊縫上表面沿焊縫深度方向分布著一條長(zhǎng)約3 mm的“S”線。目前，關(guān)于“S”線國(guó)內(nèi)外學(xué)者普遍認(rèn)為是由于焊接過(guò)程中原始對(duì)接面氧化膜沒(méi)有完全攪拌破碎殘留焊縫連續(xù)分布造成的，文中不再累述。

2.2 缺陷宏觀形貌

焊縫橫截面上表層“層狀撕裂”類缺陷典型宏觀形貌特征如圖5所示。距離焊縫上表面約1 mm分布著一條平行于板厚方向的裂紋（見(jiàn)圖5a），整條裂紋分布于軸肩影響區(qū)（Shoulder Affected Zone，SAZ），起裂部位位于焊縫原始對(duì)接面上表面處，沿平行于板厚方向擴(kuò)展，止于后退側(cè)焊縫表面熱機(jī)械影響區(qū)（Thermal mechanical affected zone，TMAZ）。層狀撕裂缺陷的上表面特征宏觀照片如圖5b所示，缺陷整體位于后退側(cè)SAZ區(qū)，裂紋擴(kuò)展區(qū)表面呈暗黑色。

進(jìn)一步觀察層狀撕裂缺陷斷口橫截面形貌（見(jiàn)圖5c）發(fā)現(xiàn)，沿著裂紋擴(kuò)展方向中間分布著一層暗黑色的夾雜物層，夾雜物上表面層已完全脫離基體金屬，下表面層已明顯出現(xiàn)沿著界面的裂紋擴(kuò)展。這說(shuō)明夾雜物層與基體金屬的結(jié)合力相對(duì)較低，也是產(chǎn)生此類“層狀撕裂”缺陷的根本原因。

2.3 缺陷掃描電鏡分析

為進(jìn)一步分析造成此類“層狀撕裂”缺陷裂紋的擴(kuò)展路徑和發(fā)生規(guī)律，進(jìn)行了掃面電鏡觀察，如圖6所示。圖6a、6b分別為裂紋起始段SE和BSE成像照片，可以看出裂紋起裂位置發(fā)生于夾雜物層，并且沿著夾雜物層擴(kuò)展，夾雜物層上下表面已經(jīng)脫離基體金屬。裂紋擴(kuò)展段SE和BSE成像照片分別如圖6c、6d所示，夾雜物層整體呈連續(xù)分布特征，局部有斷續(xù)分布的情況，夾雜物層整體與兩側(cè)基體金屬分離，有二次裂紋沿夾雜物層擴(kuò)展。圖6e、6f分別為裂紋終止階段的SE和BSE圖片，此階段夾雜物層厚度明顯比前面兩階段的薄，伴隨著夾雜物層厚度連續(xù)減薄的過(guò)程，裂紋擴(kuò)展也開(kāi)始慢慢進(jìn)入終止階段。這說(shuō)明夾雜物層是導(dǎo)致裂紋擴(kuò)展的根本原因。

為了定性確定夾雜物層的化學(xué)成分，進(jìn)行了掃描電鏡點(diǎn)掃描能譜分析和智能氧化物測(cè)定。eZAF只能氧化物EDS分析和定量結(jié)果分別如圖7、表2所示，由表2可知，基體材料（點(diǎn)1）表面氧化物主要由CO2、CaO組成;夾雜物（點(diǎn)2）氧化物的化學(xué)成分為96.89%Al2O3和3.11%MgO。

2.4 焊縫力學(xué)性能分析

17.6 mm厚6063-T5鋁合金母材和接頭的拉伸力學(xué)性能如圖8所示。母材的抗拉強(qiáng)度為160 MPa;焊后接頭的抗拉強(qiáng)度為143 MPa，為母材的89.4%;為了消除焊接內(nèi)應(yīng)力、提高接頭的可靠性，對(duì)試件進(jìn)行了180 ℃×10 h焊后時(shí)效處理，接頭抗拉強(qiáng)度提升至170 MPa，為原始母材的106.3%。

接頭拉伸斷裂發(fā)生于接頭前進(jìn)側(cè)熱影響區(qū)，接頭拉伸斷裂表面由大量的韌窩聚集組成，為典型的韌性斷裂特征，如圖9所示。

3 結(jié)論

（1）厚板鋁合金攪拌摩擦焊后，焊縫表層易出現(xiàn)“層狀撕裂”類缺陷，分析其原因?yàn)楹盖扒謇聿坏轿粚?dǎo)致氧化物聚集連續(xù)分布于SAZ造成的，氧化物層的主要化學(xué)成分為Al2O3、MgO。

（2）焊后接頭強(qiáng)度為143 MPa，為母材的89.4%;經(jīng)過(guò)180 ℃×10 h焊后時(shí)效處理后，接頭的抗拉強(qiáng)度提高到170 MPa，為母材的106.3%。接頭拉伸斷裂發(fā)生于接頭前進(jìn)側(cè)熱影響區(qū)，拉伸斷裂方式為韌性斷裂。

（3）對(duì)于厚板鋁合金擠壓型材攪拌摩擦焊，接頭焊前清理建議采用精銑加工嚴(yán)格去除焊件表面氧化皮。

參考文獻(xiàn)：

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[7] 賀地求，葉紹勇，汪建. 20 mm厚6063鋁合金攪拌摩擦焊焊縫S曲線控制[J]. 焊接學(xué)報(bào)，2013，34（12）：21-24.

[8] 李帥貞，韓曉輝，毛鎮(zhèn)東，等. 焊前清理對(duì)鋁合金厚板攪拌摩擦焊接頭S線及性能的影響[J]. 電焊機(jī)，2018，48（3）：80-85.

收稿日期：2020-03-14

作者簡(jiǎn)介：鄧清洪（1990— ），男，碩士，主要從事攪拌摩擦焊及其相關(guān)產(chǎn)品的研發(fā)工作。E-mail：qhdengysu@yeah.com。