不同尺寸隧道缺陷對FWS接頭力學(xué)性能的影響

劉洋，許鴻吉

摘要：對6005A-T6中空鋁型材進(jìn)行工藝試驗(yàn)制備隧道缺陷，進(jìn)行金相、硬度、拉伸試驗(yàn)，拉伸后掃描斷口，研究不同尺寸缺陷對6005A-T6中空鋁型材力學(xué)性能及微觀組織的影響。試驗(yàn)結(jié)果表明：接頭抗拉強(qiáng)度與板厚方向隧道尺寸呈負(fù)相關(guān)，SEM掃描結(jié)果顯示拉伸斷口中心及邊緣存在大量等軸韌窩，均為韌性斷裂;隧道缺陷均位于前進(jìn)側(cè)焊核靠下部分，焊核區(qū)及隧道附近受到強(qiáng)烈的機(jī)械攪拌作用，發(fā)生了動態(tài)再結(jié)晶過程，均為細(xì)小的等軸晶。熱影響區(qū)組織與母材相差不大，兩個區(qū)域均在型材軋制方向晶粒被拉長;在前進(jìn)側(cè)及后退側(cè)均存在軟化區(qū)，后退側(cè)由于熱-機(jī)作用硬度值最低為63.6 HV，前進(jìn)側(cè)硬度最小值為84 HV。

關(guān)鍵詞：攪拌摩擦焊;6005A鋁合金;隧道缺陷;組織與力學(xué)性能

中圖分類號：TG407? ? ? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：B? ? ? ? ?文章編號：1001-2003（2021）09-0036-05

DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2021.09.07

0? ? 前言

隨著我國軌道交通行業(yè)的不斷發(fā)展，鋁合金已經(jīng)大量應(yīng)用于軌道交通裝備制造業(yè)。鋁合金作為一種低熔點(diǎn)的有色金屬，具有較好的力學(xué)性能和穩(wěn)定的耐蝕性[1]。對于鋁合金的焊接，較為常見的焊接方式為傳統(tǒng)的熔化焊（TIG、MIG）。但焊縫質(zhì)量得不到很好的保證，熱裂紋、氣孔、焊接接頭軟化、較大的焊接變形等焊接缺陷導(dǎo)致焊縫的力學(xué)性能下降。攪拌摩擦焊作為一種新型的固態(tài)連接方式，對于焊接同種/異種的低熔點(diǎn)有色金屬優(yōu)勢明顯[2-4]，可有效避免熔化焊過程中出現(xiàn)的焊接缺陷。但是攪拌摩擦焊同樣存在其特有的焊接缺陷，如隧道、吊鉤、未焊合、犁溝、飛邊等。因此，研究其焊接缺陷對于實(shí)際生產(chǎn)具有重要意義。

文中對4.5 mm 6005A-T6中空鋁型材進(jìn)行攪拌摩擦焊，制備不同尺寸的隧道缺陷，通過拉伸、金相、硬度以及拉伸斷口掃描綜合評判不同尺寸的隧道對對搭接接頭力學(xué)性能的影響。

1 試驗(yàn)材料及試驗(yàn)方法

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)材料為尺寸500 mm×300 mm×4.5 mm的6005A-T6中空鋁合金型材，化學(xué)成分如表1所示，力學(xué)性能如表2所示。

1.2 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)設(shè)備為航天工程裝備有限公司（149廠）HT-

JM20×8/2攪拌摩擦焊機(jī)，攪拌頭針長4.5 mm，軸肩直徑15 mm。焊接接頭為典型的對搭接接頭，t1=t2=4.5 mm，焊縫形式為4II，具體接頭形式如圖1所示。焊前用丙酮擦拭焊縫處，以確保去除油污及雜質(zhì)。采用尺寸合理的攪拌針，設(shè)定不同的焊接參數(shù)，通過改變焊接熱輸入量制備不同尺寸的隧道缺陷，焊接參數(shù)如表3所示。

攪拌針轉(zhuǎn)速、焊接速度、壓入量等焊接參數(shù)對接頭質(zhì)量有著很大的影響。在焊接過程中，攪拌針高速旋轉(zhuǎn)與被焊材料發(fā)生摩擦，前進(jìn)側(cè)的金屬被帶到攪拌針前部，通過摩擦產(chǎn)熱在攪拌針前部和后退側(cè)形成熱塑性材料[5]。同時前進(jìn)側(cè)在焊接過程暫時形成空腔，待攪拌針將形成的熱塑性材料填充到空腔內(nèi)，最后通過軸肩的鍛壓作用形成致密的焊縫。但由于焊接參數(shù)設(shè)定不合理，使得摩擦產(chǎn)熱不足，導(dǎo)致沒有足夠的熱塑性材料填滿，在前進(jìn)側(cè)形成空腔，因此在焊縫內(nèi)部出現(xiàn)了隧道缺陷。當(dāng)攪拌針轉(zhuǎn)速與焊接速度相匹配（轉(zhuǎn)速1 200 r/min，焊速800 mm/min）時，熱輸入量合理，產(chǎn)生的塑性金屬足以填滿前進(jìn)側(cè)產(chǎn)生的空腔，焊縫內(nèi)部不會形成隧道以及其它缺陷。

工藝試驗(yàn)完成后，使用線切割機(jī)切割試樣。按照標(biāo)準(zhǔn)ISO4136-2001在WDW-300k N型電子萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，拉伸試樣尺寸如圖2所示。根據(jù)維氏硬度標(biāo)準(zhǔn)GB/T4342-1991，利用 HV-50型維氏硬度儀測量焊接接頭焊核、熱機(jī)影響區(qū)、熱影響區(qū)和母材4個區(qū)域的維氏硬度分布，并使用ORIGIN86軟件繪制隧道缺陷接頭硬度曲線，維氏硬度儀的參數(shù)設(shè)置為：載荷4.9 kN，保持時間15 s。采用金相砂紙打磨試樣表面，測量隧道尺寸，再使用凱勒試劑對清洗干燥后的試樣表面進(jìn)行腐蝕。采用DMi8-Leica萊卡數(shù)碼金相顯微鏡觀察FSW焊接接頭母材（PM）、熱影響區(qū)（HAZ）、熱機(jī)影響區(qū)（THAZ）以及焊核攪拌區(qū)（SZ）4個主要區(qū)域的顯微組織。采用JEOL-6360LV型SEM電鏡對試件拉伸斷口進(jìn)行分析。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 焊接接頭微觀組織形貌

使用凱勒試劑腐蝕處理后，具有隧道缺陷接頭的橫截面微觀形貌如圖3 所示。圖3a中隧道呈長條狀，位于前進(jìn)側(cè)焊核靠下的位置，板厚方向尺寸較小。圖3b所示為焊核區(qū)域，由于該區(qū)域受到攪拌針機(jī)械攪拌與摩擦熱的雙重作用，晶粒被完全打碎，發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶，形成了細(xì)小的等軸晶，強(qiáng)化相 β（Mg5Si6）均勻地分布在α（Al）基體上[6]。熱機(jī)影響區(qū)如圖3c所示，可以看到在機(jī)械攪拌作用下，晶粒沿著金屬流動方向被拉長。圖3d為隧道缺陷附近纖維組織，在靠近隧道的區(qū)域，晶粒被完全打碎，發(fā)生了動態(tài)再結(jié)晶[7];但是由于沒有足夠的塑性金屬，帶到此區(qū)域的摩擦熱量不足使得晶粒無法充分長大，形成細(xì)小的等軸晶。圖3e、3f為母材和熱影響區(qū)，母材晶粒沿軋制方向被拉長，由于熱影響區(qū)受到熱量的影響較小，因此晶粒大小相較于母材變化不大。

2.2 接頭的抗拉強(qiáng)度及斷口掃描

按照標(biāo)準(zhǔn)ISO4136-2001對不同尺寸的隧道接頭進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，拉伸試驗(yàn)結(jié)果見表4。根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)要求：Rm（W）≥Rm（pm）×T，式中Rm（W）為接頭實(shí)際抗拉強(qiáng)度，Rm（pm）為標(biāo)準(zhǔn)中所要求的母材抗拉強(qiáng)度的最低規(guī)定值，T為接頭強(qiáng)度系數(shù)。

對于6005A鋁合金來說，Rm（W）為255 MPa，接頭強(qiáng)度系數(shù)T為0.7。不同隧道尺寸與抗拉強(qiáng)度關(guān)系對比如圖4所示，隨著板厚方向隧道尺寸的增大，接頭抗拉強(qiáng)度呈下降趨勢。隧道尺寸為0.6 mm時，接頭的抗拉強(qiáng)度達(dá)到最大值213.7 MPa，接頭安全系數(shù)0.84，高于規(guī)定的安全系數(shù)（T=0.7），接頭拉伸性能良好。隨著隧道尺寸增至1.2 mm時，接頭的抗拉強(qiáng)度驟降至174.8 MPa，同時接頭安全系數(shù)低于0.7，接頭拉伸性能變差。由于焊縫內(nèi)部存在隧道缺陷，接頭有效連接區(qū)域變小，在拉伸試驗(yàn)中隧道位置產(chǎn)生應(yīng)力集中，因此所有拉伸試件的斷裂位置均位于靠前進(jìn)側(cè)焊核區(qū)。

拉伸試驗(yàn)完成后，對試件斷口中心及邊緣進(jìn)行SEM掃描，掃描結(jié)果如圖5所示。

通過低倍掃描照片可以看出，斷口上方存在未被塑性金屬填滿的連續(xù)空腔，形成隧道缺陷。焊縫中有效連接部分與焊縫表面成45°，由于頸縮現(xiàn)象，端口下方有效連接部分一側(cè)金屬向內(nèi)收縮。在高倍掃描照片中，斷口有效連接部分中心和邊緣都存在密集的等軸韌窩。因此，具有不同尺寸隧道缺陷的焊接接頭均為韌性斷裂。

2.3 接頭硬度分布

0.6 mm與1.2 mm隧道接頭硬度分布如圖6所示，兩個不同尺寸的隧道接頭的硬度均呈中間高、兩邊低的“ W ”分布。作為人工時效強(qiáng)化鋁合金，6005A-T6 鋁合金接頭熱機(jī)影響區(qū)的強(qiáng)化相會在摩擦熱循環(huán)作用下脫溶析出、聚集長大，產(chǎn)生“ 過時效 ”現(xiàn)象[8]，在該區(qū)域內(nèi)焊接接頭的硬度相對較低。

1.2 mm隧道型缺陷接頭焊核區(qū)的硬度為82～

95 HV，前進(jìn)側(cè)熱機(jī)影響區(qū)至母材硬度為84～94 HV，在5～12 mm處產(chǎn)生軟化現(xiàn)象，最低硬度84 HV，后退側(cè)熱機(jī)影響區(qū)至母材硬度為63.6～96 HV，在-12～

-5 mm處產(chǎn)生軟化現(xiàn)象，最低硬度為63.6 HV。由于后退側(cè)熱機(jī)影響區(qū)的塑性材料受到機(jī)械攪拌作用摩擦熱的雙重作用，此區(qū)域的晶粒被打碎后發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶，晶粒尺寸在摩擦熱的作用下充分長大;前進(jìn)側(cè)由于沒有足夠的塑性金屬，摩擦所產(chǎn)生熱量不在此區(qū)域積聚，所以晶粒被打碎后快速冷卻，形成細(xì)小的等軸晶，硬度得到了極大的提高。因此，后退側(cè)熱機(jī)影響區(qū)的硬度低于前進(jìn)側(cè)熱機(jī)影響區(qū)。

3 結(jié)論

（1）不同尺寸隧道缺陷接頭的抗拉強(qiáng)度與隧道板厚方向尺寸呈負(fù)相關(guān)，當(dāng)板厚方向尺寸大于1.2 mm時，接頭強(qiáng)度系數(shù)為0.685，接頭拉伸性能較差;SEM掃描結(jié)果顯示，斷口中心及邊緣存在大量的等軸韌窩，接頭斷裂形式為典型的韌性斷裂。

（2）不同尺寸隧道的微觀組織形貌無明顯變化。隧道缺陷均位于前進(jìn)側(cè)焊核靠下部位，焊核及隧道附近均為細(xì)小的等軸晶;由于熱影響區(qū)受到的熱輸入較少，其微觀組織形貌與母材相差不大。

（3）接頭硬度分布呈“ W ”形狀分布，熱機(jī)影響區(qū)（TMAZ）硬度最低，前進(jìn)側(cè)后退側(cè)硬度最小值分別為84 HV、63.6 HV。后退側(cè)熱機(jī)影響區(qū)受到較大的熱輸入量，因此硬度最低值出現(xiàn)在此區(qū)域。

參考文獻(xiàn)：

[1]岳秀峰，鈕旭晶，許鴻吉，等. 6082-T6鋁合金焊接接頭熱調(diào)修工藝[J].電焊機(jī)，2016，46（4）：71-74.

[2]李亨，司媛，羅志勇，等.壓下量及時效對攪拌摩擦加工6061鋁合金組織和力學(xué)性能的影響[J].材料熱處理學(xué)報，2018，39（4）：63-69.

[3]湯化偉，高佳，黃征，等. 7055鋁合金雙面FSW接頭組織和力學(xué)性能[J].電焊機(jī)，2018，48（10）：13-16，60.

[4]殷琨，黃崇湘，王艷飛，等.工業(yè)純鋁攪拌摩擦焊質(zhì)量與力學(xué)性能[J].中南大學(xué)學(xué)報（自然科學(xué)版），2018，49（11）：2677-2683.

[5]元琳琳，王煒，陳曉宇. 2195鋁鋰合金焊接技術(shù)研究進(jìn)展[J].焊接，2020（9）：38-42，46，63.

[6]孫宇博，靳朋禮，馬錦暉，等.熱處理對哈氏合金X焊接接頭組織與性能的影響[J].稀有金屬材料與工程，2019，48（9）：3029-3034.

[7]劉春寧，鈕旭晶，侯振國.平針攪拌頭調(diào)修對鋁合金焊接接頭組織與性能的影響[J].電焊機(jī)，2018，48（3）：61-64.

[8]章鴻.焊接熱輸入量對AZ31B鎂合金焊接接頭組織和性能的影響[J].輕合金加工技術(shù)，2020，48（11）：61-64.