對(duì)接間隙對(duì)雙軸肩攪拌摩擦焊接頭成形與性能的影響

李充, 李朔晗, 齊振國, 孟祥晨, 黃永憲

(1.河北京車軌道交通車輛裝備有限公司，河北 保定072150;2.先進(jìn)焊接與連接國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，哈爾濱工業(yè)大學(xué)，哈爾濱 150001)

0 前言

攪拌摩擦焊接(Friction stir welding, FSW)是由英國焊接研究所(The Welding Institute, TWI)于1991年針對(duì)難以進(jìn)行熔化焊接的鋁合金、鎂合金等輕質(zhì)有色金屬開發(fā)的一種新穎而具有巨大發(fā)展?jié)摿Φ墓滔嗪附蛹夹g(shù)，其焊接過程中的峰值溫度為(0.6～0.9)Tm(Tm為待焊材料的熔點(diǎn))[1-4]。該技術(shù)具有接頭質(zhì)量高、焊接變形小、焊接過程綠色無污染、自動(dòng)化程度高、焊接成本低等一些列優(yōu)點(diǎn)，被譽(yù)為“繼激光焊后又一次革命性的焊接技術(shù)”。隨著對(duì)FSW技術(shù)深入的研究和應(yīng)用，諸多基礎(chǔ)性的問題逐漸浮現(xiàn)。基于焊接過程特點(diǎn)，F(xiàn)SW技術(shù)存在3個(gè)固有模式：①背部需剛性支撐且易出現(xiàn)背部弱連接，導(dǎo)致接頭難以成形并降低接頭強(qiáng)度[5-6]；②有效承載厚度減薄，導(dǎo)致焊縫邊緣產(chǎn)生應(yīng)力集中和疲勞失效[7-8]；③焊縫尾部的匙孔不可避免，造成“木桶效應(yīng)”，降低力學(xué)性能[9-12]。

為了克服鋁合金中空及密閉結(jié)構(gòu)在無剛性墊板支撐條件下常規(guī)FSW技術(shù)難以焊接和焊縫根部易出現(xiàn)弱連接等問題，國內(nèi)外學(xué)者開發(fā)了自持式FSW技術(shù)，其包含雙軸肩攪拌摩擦焊(Bobbin tool friction stir weld-ing, BT-FSW)[13-15]和自支撐攪拌摩擦焊(Self-support friction stir welding, SSFSW)[5,16]方法。焊接過程中，自持式FSW焊具由上軸肩、攪拌針和下支撐體組成，焊具以一定的速度旋轉(zhuǎn)進(jìn)入被焊工件對(duì)接面，分別與工件上、下表面緊密接觸，產(chǎn)生摩擦熱和塑性流動(dòng)，實(shí)現(xiàn)待焊材料的背部無剛性支撐下的優(yōu)質(zhì)連接。目前，通過焊具結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、焊接工藝參數(shù)優(yōu)化(旋轉(zhuǎn)速度、焊接速度、下壓量)等已經(jīng)實(shí)現(xiàn)了2XXX和6XXX系列鋁合金的優(yōu)質(zhì)連接。在實(shí)際應(yīng)用條件下，由于板材制造精度累計(jì)誤差或裝配間隙等均會(huì)使待焊板材之間產(chǎn)生一定的間隙，造成接頭成形差和性能低等問題[17]。

文中以6082鋁合金為主要研究對(duì)象，重點(diǎn)研究裝配間隙對(duì)BT-FSW接頭成形與性能影響機(jī)制，討論不同裝配間隙條件下接頭成形、組織演變與拉伸性能之間的作用規(guī)律，為BT-FSW技術(shù)在軌道交通領(lǐng)域的應(yīng)用奠定基礎(chǔ)并提供保障。

1 試驗(yàn)材料與方法

試驗(yàn)采用BT-FSW對(duì)4 mm厚的6082-T6鋁合金進(jìn)行對(duì)接試驗(yàn)，6082-T6鋁合金的化學(xué)成分見表1。待焊的6082-T6鋁合金試板尺寸為500 mm×250 mm×4 mm。采用HTM-30KM260(AB)攪拌摩擦焊設(shè)備進(jìn)行BT-FSW，雙軸肩攪拌頭采用H13模具鋼，其結(jié)構(gòu)及焊接過程示意如圖1所示，對(duì)接間隙裝配如圖2所示。控制對(duì)接間隙分別為0 mm，0.3 mm，0.5 mm，0.7 mm，1.0 mm，為保證焊縫區(qū)的微減薄，雙軸肩的壓入量均為0.1 mm，攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度為700 r/min，焊接速度為300 mm/min。

表1 6082-T6鋁合金化成成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)

圖1 BT-FSW焊具及焊接過程示意圖

圖2 對(duì)接間隙示意圖

采用Keyence VHX-1000E超景深顯微鏡觀察接頭橫截面宏觀形貌；采用HXD-1000TM數(shù)字式顯微硬度儀表征試樣橫截面硬度分布，其中加載載荷為1.96 N，保載時(shí)間為10 s。用線切割設(shè)備沿垂直于BT-FSW焊接方向切取拉伸試樣，拉伸試樣尺寸按照ISO 4136: 2012《Destructive tests on welds in metallic materials—transverse tensile test》標(biāo)準(zhǔn)制備，示意圖如圖3所示，采用SHIMADZU EHF-UV200K2型液壓伺服試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行強(qiáng)度測試，拉伸速度為3 mm/min；用Zeiss Merlin Compact型掃描電子顯微鏡(Scanning electron microscope, SEM)對(duì)拉伸斷口形貌進(jìn)行表征和分析。

圖3 拉伸試樣尺寸示意圖

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 宏觀形貌與微觀組織

圖4為不同對(duì)接間隙BT-FSW的接頭正、背面成形。旋轉(zhuǎn)的軸肩帶動(dòng)塑化的材料發(fā)生周向運(yùn)動(dòng)，由于軸肩邊緣處線速度較大，而塑化材料受到的向心摩擦力較小，容易溢出軸肩，在使用優(yōu)化攪拌頭后，各對(duì)接間隙下均能形成良好表面形貌，焊縫表面均勻連續(xù)一致，目視檢測未發(fā)現(xiàn)表面裂紋與溝槽。焊接過程中采用的攪拌針帶有螺紋，在螺紋的作用下，材料更容易沿板厚方向向下流動(dòng)，因此在焊縫下表面附近材料瞬時(shí)密度相對(duì)較大，在軸肩和攪拌針的共同作用下，材料流動(dòng)行為更加的明顯和劇烈，因此導(dǎo)致焊縫下表面飛邊嚴(yán)重的問題。

圖4 不同對(duì)接間隙BT-FSW的接頭正、背面成形

圖5為不同對(duì)接間隙焊縫截面形貌。由于焊接過程中，前進(jìn)側(cè)(AS)距離攪拌頭不同距離處存在著方向相反的兩個(gè)流場，而后退側(cè)(RS)塑性材料的各流場方向保持一致，導(dǎo)致前進(jìn)側(cè)熱機(jī)影響區(qū)與焊核區(qū)界線明顯，而后退側(cè)熱機(jī)影響區(qū)與焊核區(qū)界線更為模糊，整個(gè)過渡區(qū)更為平緩。此外，在焊核中心靠近前進(jìn)側(cè)位置存在著一個(gè)條帶區(qū)，該區(qū)域是由上、下兩個(gè)不同速度的流場最后匯合產(chǎn)生，并在接合面處可觀察到一條由Al2O3顆粒的產(chǎn)物形成的“S”線。隨著對(duì)接間隙的增大，上下軸肩之間的金屬難以完全填充焊縫，在“擠壓-抽吸”作用下接頭截面靠近下表面處容易產(chǎn)生孔洞缺陷。

圖5 不同對(duì)接間隙焊縫截面形貌

2.2 顯微硬度分布

BT-FSW接頭不同區(qū)域由于受到的機(jī)械攪拌作用不同，受到的焊接熱輸入大小也不相同，從而導(dǎo)致接頭頂部到底部、前進(jìn)側(cè)到后退側(cè)的晶粒形貌及沉淀相形態(tài)、大小和分布不同，最終導(dǎo)致顯微硬度值在接頭各區(qū)域呈現(xiàn)出一定程度的差異性。圖6所示為不同對(duì)接間隙條件下BT-FSW接頭硬度分布云圖。通過對(duì)比可以看出，不同對(duì)接間隙條件下的BT-FSW接頭的顯微硬度分布趨勢大致相似，其中顯微硬度值最高處位于母材區(qū)，其次是焊核和熱機(jī)影響區(qū)，而接頭熱影響區(qū)附近的顯微硬度值最低。此外，對(duì)比不同對(duì)接間隙條件下接頭顯微硬度分布情況，可以發(fā)現(xiàn)前進(jìn)側(cè)熱機(jī)影響區(qū)和熱影響區(qū)過渡處的顯微硬度值明顯低于后退側(cè)。當(dāng)對(duì)接間隙為0.3 mm時(shí)焊縫材料流動(dòng)填充和軸肩摩擦產(chǎn)熱行為相匹配，接頭焊核區(qū)硬度分布較為均勻且接頭熱影響區(qū)軟化程度最低。此外，隨著對(duì)接間隙的增加，下軸肩作用區(qū)域出現(xiàn)缺陷，導(dǎo)致接頭下表面區(qū)域硬度降低，如圖6e所示。

圖6 不同對(duì)接間隙條件下BT-FSW接頭硬度分布云圖

2.3 拉伸性能分析

綜上所述，通過對(duì)6082-T6鋁合金B(yǎng)T-FSW對(duì)接間隙的調(diào)整，不僅會(huì)影響接頭內(nèi)部材料的流動(dòng)和接頭成形，并且會(huì)間接影響到接頭內(nèi)部的晶粒尺寸分布，從而影響接頭的力學(xué)性能。圖7為在不同對(duì)接間隙條件下BT-FSW接頭的拉伸力學(xué)性能測試結(jié)果。綜合對(duì)比可以看出，當(dāng)對(duì)接間隙控制在0.3 mm時(shí)獲得的BT-FSW接頭抗拉強(qiáng)度為226.6 MPa，能夠達(dá)到6082-T6鋁合金母材的71.8%，明顯優(yōu)于其他4種對(duì)接間隙條件下的接頭。當(dāng)對(duì)接間隙為0 mm時(shí)軸肩作用區(qū)和焊縫材料之間的摩擦作用劇烈，焊接熱輸入增加，熱影響區(qū)晶粒和沉淀相在焊接熱作用下發(fā)生粗化，接頭軟化效果嚴(yán)重，力學(xué)性能低于對(duì)接間隙為0.3 mm的接頭。隨著對(duì)接間隙的增加，焊縫金屬材料難以完全填充雙軸肩之間的作用區(qū)域，焊接接頭在減薄的同時(shí)容易在焊縫根部的中心區(qū)域產(chǎn)生缺陷，如圖5所示，從而導(dǎo)致接頭強(qiáng)度的降低。同時(shí)由于接頭內(nèi)部焊接缺陷的存在，其不同取樣位置接頭的力學(xué)性能穩(wěn)定性降低，表現(xiàn)為抗拉強(qiáng)度和斷后伸長率數(shù)值波動(dòng)范圍的增加。

圖7 母材及BT-FSW接頭拉伸力學(xué)性能

圖8為不同對(duì)接間隙拉伸斷裂宏觀形貌，由拉伸斷裂位置圖可知，拉伸試樣存在明顯的頸縮現(xiàn)象，斷口位于接頭的熱影響區(qū)(HAZ)，且沿45°斷裂，呈現(xiàn)出典型塑性斷裂特征。接頭的組織決定其相應(yīng)的力學(xué)性能。拉伸斷裂位置位于焊接接頭的HAZ，結(jié)合顯微硬度分析拉結(jié)果可知，HAZ為焊縫的薄弱環(huán)節(jié)，HAZ在熱循環(huán)的作用下，晶粒粗化，強(qiáng)化相溶解；在焊后的自然冷卻過程中，HAZ的強(qiáng)化相析出，力學(xué)性能大大降低，成為整個(gè)接頭最薄弱的區(qū)域。在拉伸過程中，HAZ優(yōu)先發(fā)生斷裂，由于鋁合金塑性較好，接頭整體呈現(xiàn)45°剪切斷裂特征。

圖8 不同對(duì)接間隙拉伸斷裂宏觀形貌

為了進(jìn)一步揭示BT-FSW接頭的拉伸斷裂行為，采用掃描電鏡對(duì)接頭的斷口形貌進(jìn)行分析，如圖9所示。通過對(duì)比可以看出，當(dāng)接頭對(duì)接間隙為0～0.7 mm時(shí)，接頭斷口均表現(xiàn)為典型的韌窩形貌，說明接頭斷裂符合典型的韌性斷裂特征，同時(shí)在韌窩底部可以看到大量析出的第二相顆粒?？梢钥闯?，在相同的放大倍數(shù)條件下，當(dāng)對(duì)接間隙為0.3 mm時(shí)接頭斷口的韌窩尺寸最大，說明在該對(duì)接間隙條件下接頭的塑性較好；此外，當(dāng)接頭的對(duì)接間隙達(dá)到1.0 mm時(shí)，焊縫金屬材料難以實(shí)現(xiàn)完全填充，接頭下軸肩附近出現(xiàn)肉眼可見的焊接缺陷，如圖8所示，在拉伸過程中裂紋在該缺陷位置附近萌生并迅速擴(kuò)展。

圖9 BT-FSW接頭斷口形貌

3 結(jié)論

(1)采用BT-FSW在不同對(duì)接間隙條件下對(duì)4.0 mm厚6082-T6鋁合金進(jìn)行焊接。當(dāng)攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度為700 r/min、焊接速度為300 mm/min且對(duì)接間隙在0～1.0 mm條件下接頭上下表面宏觀成形良好。

(2)當(dāng)對(duì)接間隙在0～0.3 mm時(shí)接頭組織致密且無孔洞等微觀缺陷，接頭抗拉強(qiáng)度達(dá)到226.6 MPa，達(dá)到母材抗拉強(qiáng)度的71.8%，拉伸接頭表現(xiàn)為明顯的韌性斷裂特征。

(3)隨著對(duì)接間隙的進(jìn)一步增加，上下軸肩之間的金屬難以完全填充焊縫，在“擠壓-抽吸”作用下，下軸肩作用區(qū)容易產(chǎn)生孔洞缺陷，接頭力學(xué)性能下降；當(dāng)對(duì)接間隙為1.0 mm時(shí)拉伸接頭在缺陷處斷裂。