6061-T6鋁合金激光誘導(dǎo)電弧焊軋復(fù)合成形組織性能

宋剛,劉振夫,程繼文,劉黎明

1.大連理工大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院,大連 116024

2.大連理工大學(xué) 遼寧省先進(jìn)焊接技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,大連 116024

6061-T6鋁合金是Al-Mg-Si系可熱處理強(qiáng)化鋁合金,具有密度低、比強(qiáng)度高、導(dǎo)電和導(dǎo)熱好等優(yōu)點(diǎn),被廣泛應(yīng)用于動(dòng)力機(jī)械、軌道交通及航空航天等領(lǐng)域。然而,以6系為代表的熱處理強(qiáng)化鋁合金雖具有良好的焊接性,但由于其特有的強(qiáng)化機(jī)制(固溶處理+時(shí)效)和物理特性(導(dǎo)熱系數(shù)大),焊接接頭相比其他材料受熱影響的范圍更廣、程度更大,會出現(xiàn)熱影響區(qū)軟化現(xiàn)象,使焊接接頭的力學(xué)性能顯著劣化。因此如何改善鋁合金焊接接頭熱影響區(qū)軟化問題,是科研機(jī)構(gòu)和企業(yè)長期關(guān)注的難點(diǎn)和熱點(diǎn)。

鋁合金常用的焊接方法有鎢極惰性氣體保護(hù)電弧焊(Tungsten Inert Gas,TIG)、熔化極惰性氣體保護(hù)電弧焊(Metal Inert-Gas Arc Welding,MIG)、激光焊、激光電弧復(fù)合焊、攪拌摩擦焊等。對于TIG 焊,為減小焊接熱影響區(qū)寬度,王亞潔采用高頻脈沖輔助方波交流TIG 焊接6061-T6鋁合金,接頭抗拉強(qiáng)度由母材的62.5%提高到73.6%。對于MIG 焊,金禮等研究了焊接熱輸入對6061-T6鋁合金焊接缺陷和接頭力學(xué)性能的影響。當(dāng)熱輸入為178～188 J/mm 時(shí),焊接接頭缺陷最少,抗拉強(qiáng)度最高,達(dá)到母材的62%。對于激光焊,Hirose和Kobayashi研究了激光焊接相較于傳統(tǒng)TIG 焊熱影響區(qū)的寬度變化,由于激光焊實(shí)現(xiàn)了更低的熱輸入,接頭的熱影響區(qū)僅為傳統(tǒng)TIG焊的1/7。對于攪拌摩擦焊,邱宇等采用優(yōu)化后的攪拌摩擦焊工藝參數(shù)焊接6061-T6鋁合金,接頭抗拉強(qiáng)度能達(dá)到母材的80.45%。

除采用焊接方法改善6061鋁合金接頭性能外,焊后塑性變形強(qiáng)化也是改善鋁合金焊接接頭性能的重要手段。塑性變形強(qiáng)化是指對工件施加一定的塑性變形,通過引入一定量的位錯(cuò)、亞結(jié)構(gòu)和表面應(yīng)力改善工件的強(qiáng)度和耐磨性。隨焊碾壓、隨焊錘擊、隨焊隨軋等復(fù)合成形技術(shù)通常被用來控制焊接變形、降低焊接殘余應(yīng)力及避免焊接熱裂紋,同時(shí)可有效提高焊接接頭的抗拉強(qiáng)度和疲勞強(qiáng)度。宋剛等提出了“基于熱導(dǎo)拘束+局部變形強(qiáng)化”焊軋復(fù)合成形方法,并研究了此復(fù)合成形方法對5083-O 和6061-T6異種鋁合金TIG 填絲焊接頭組織性能影響,結(jié)果表明強(qiáng)制冷卻能促使焊接接頭過時(shí)效軟化區(qū)向焊縫中心移動(dòng),后續(xù)通過對焊縫余高局部大變形量塑性變形成功實(shí)現(xiàn)了遠(yuǎn)離焊縫的過時(shí)效軟化區(qū)變形強(qiáng)化,接頭抗拉強(qiáng)度由199.0 MPa提升到288.6 MPa,相對提升了46.5%。

激光誘導(dǎo)電弧復(fù)合焊技術(shù)是以電弧為主,采用具有較低平均功率的脈沖激光對電弧進(jìn)行誘導(dǎo)增強(qiáng),使電弧能量密度大幅度提高,結(jié)合了激光及電弧兩個(gè)獨(dú)立熱源各自的優(yōu)點(diǎn),具有熱輸入低、熱影響區(qū)窄、變形小和殘余應(yīng)力小等優(yōu)點(diǎn)。孫佳采用小功率激光誘導(dǎo)電弧焊技術(shù)實(shí)現(xiàn)了6061-T6鋁合金薄板高速焊,降低了焊接接頭熱影響區(qū)軟化程度,接頭的抗拉強(qiáng)度也達(dá)到母材的77.6%。為進(jìn)一步改善6061-T6鋁合金焊接接頭性能,本文以1.5 mm 厚的6061-T6鋁合金為研究對象,采用激光誘導(dǎo)TIG 電弧填絲焊工藝減小熱輸入使軟化區(qū)域向焊縫靠近；后續(xù)通過軋制工藝對焊縫余高進(jìn)行局部強(qiáng)制變形,使熱影響區(qū)在焊縫余高變形的影響下發(fā)生協(xié)同塑性變形以期提升熱影響區(qū)的力學(xué)性能,重點(diǎn)討論焊軋復(fù)合成形方法對接頭組織與力學(xué)性能的影響。

1 實(shí)驗(yàn)材料和方法

1.1 實(shí)驗(yàn)材料

實(shí)驗(yàn)材料選用6061-T6鋁合金。鋁合金焊接試樣尺寸為200 mm×100 mm×1.5 mm,采用的填充焊絲為直徑1.2 mm 的ER5356。母材和焊絲的化學(xué)成分如表1所示。母材的平均屈服強(qiáng)度為255 MPa、平均抗拉強(qiáng)度為310 MPa、斷后平均伸長率為17.2%。焊前用鋼絲刷和砂紙打磨鋁合金板以去除表面的氧化膜,用乙醇溶液去除表面的油污。

表1 母材和焊絲化學(xué)成分Table 1 Chemical composition of base metal and welding wire

1.2 焊接實(shí)驗(yàn)方法

采用自行搭建的低功率脈沖激光誘導(dǎo)電弧復(fù)合焊接系統(tǒng)進(jìn)行焊接實(shí)驗(yàn)。焊接系統(tǒng)所用激光器是波長為1.064μm 的脈沖Nd：YAG 激光器,焦距為120 mm,焦點(diǎn)光斑直徑為0.6 mm。采用型號為AVP-500POTC 的交直流脈沖TIG 焊機(jī)。焊接過程采用交流電弧模式,保護(hù)氣體為99.99vol% Ar。采用激光在前、電弧在后、前送絲焊接方式,焊接過程如圖1(a)所示。TIG 焊槍、激光束和送絲裝置在同一平面內(nèi),TIG 焊槍與水平面的角度為45°,光斑中心到鎢極尖端水平間距為2 mm,鎢極高度為2 mm。電弧焊接電流為140 A、激光功率為445 W、焊接速度為1 500 mm/min、送絲速度為3 000 mm/min。

焊后試樣在室溫條件下進(jìn)行軋制實(shí)驗(yàn),軋輥間距為母材厚度,即只軋制焊縫余高區(qū)域,軋制方向與焊接方向相同,軋制過程如圖1(b)所示。

圖1 焊軋過程示意圖Fig.1 Schematic diagram of welding and rolling process

1.3 組織與性能分析方法

采用線切割的方法垂直焊接方向截取金相試樣,先使用夾具夾持研磨、電解拋光(在20 V 的恒定電壓下通電10 s后,立即用清水清洗干凈,拋光液為高氯酸/乙醇體積比為1∶9的高氯酸乙醇溶液)、陽極覆膜(在20 V 恒定電壓下通電4 min,陽極覆膜溶液按氟硼酸/水體積比1∶40的比例配制),然后采用蔡司HAL-100型偏光顯微鏡觀察陽極覆膜后接頭各部位的微觀組織,觀察完成后使用Touch HV-1000A 型觸摸屏顯微硬度計(jì)測量硬度分布,測試壓力為4.9 N,加載時(shí)間10 s,以接頭中心為基準(zhǔn),向一側(cè)水平方向以0.25 mm 為間距打點(diǎn),直到母材結(jié)束,豎直方向每行間距0.25 mm,共打點(diǎn)6行,打點(diǎn)示意圖如圖2所示。

圖2 顯微硬度測試位置示意圖Fig.2 Schematic diagram of location of microhardness test

采用電子萬能拉伸試驗(yàn)機(jī)對試樣進(jìn)行拉伸實(shí)驗(yàn),試樣尺寸如圖3 所示,拉伸速率設(shè)為2 mm/min,每組參數(shù)切取3個(gè)拉伸試樣,實(shí)驗(yàn)結(jié)果取平均值。

圖3 拉伸試樣示意圖Fig.3 Schematic diagram of tensile specimen

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 焊接與焊軋接頭形貌

圖4為6061-T6鋁合金激光誘導(dǎo)電弧填絲焊及焊后軋制試樣的接頭宏觀形貌。可看出激光誘導(dǎo)電弧填絲焊工藝能得到成形良好、無缺陷的焊接接頭,但由于在焊接過程中焊縫處不均勻的加熱和冷卻,接頭發(fā)生了輕微變形。焊后軋制工藝使焊縫余高強(qiáng)制變形,壓實(shí)了焊縫處金屬,顯著增加了焊縫寬度,同時(shí)軋制工藝也消除了板材由焊接產(chǎn)生的變形,得到了成形良好、無缺陷的焊軋復(fù)合成形接頭。

圖4 接頭宏觀形貌Fig.4 Macro morphology of joints

2.2 顯微組織

圖5為6061-T6鋁合金焊接及焊后軋制接頭微觀組織。采用的6061-T6母材的微觀組織形貌為典型的軋態(tài)纖維狀組織,如圖5(a)所示,晶粒呈現(xiàn)明顯的壓扁拉長狀態(tài)。圖5(b)為焊接接頭過時(shí)效軟化區(qū)的微觀組織,可見與母材相比,晶粒有明顯的長大現(xiàn)象。

圖5(c)和圖5(d)為激光誘導(dǎo)電弧填絲焊焊接接頭焊縫區(qū)及焊軋接頭焊縫區(qū)的金相組織。由圖5(c)可看出焊縫中心為粗大的等軸晶,晶粒大小、分布較為均勻。由圖5(d)可看出軋制工藝使焊縫金屬強(qiáng)制變形,原始的等軸晶形貌被壓實(shí),晶粒發(fā)生明顯變形,軋制后焊縫區(qū)晶粒由于受縱向壓力被壓扁拉長。

圖5 接頭微觀組織Fig.5 Microstructure of joints

圖5(e)和圖5(f)為激光誘導(dǎo)電弧填絲焊接及焊軋接頭部分熔合區(qū)微觀組織。從圖5(e)可看出靠近部分熔合區(qū)的焊縫晶粒為柱狀晶,這是因?yàn)殇X合金散熱較快,依附于母材的晶粒朝著向母材散熱方向相反的方向生長形成柱狀晶,而靠近部分熔合區(qū)的母材晶粒由于受到來自焊縫中心的熱,晶粒有所長大。由圖5(f)可看出由于軋制工藝,焊縫區(qū)的晶粒發(fā)生變形,部分熔合區(qū)晶粒變得不規(guī)則。熱影響區(qū)晶粒由于軋制受到焊縫中心向兩側(cè)的擠壓力發(fā)生變形,相較于原始晶粒,熱影響區(qū)晶粒變得圓潤。

2.3 硬度分布

對激光誘導(dǎo)電弧填絲焊接和焊軋?jiān)嚇舆M(jìn)行硬度測試,硬度分布云圖如圖6所示。可看出從焊縫中心到距離中心10 mm 左右處硬度分布均低于母材,產(chǎn)生了軟化現(xiàn)象,而在最鄰近焊縫處出現(xiàn)了硬度大幅上升的趨勢,這是因?yàn)樵诤附訜嵩吹挠绊懴绿罱z焊工藝發(fā)生了固溶強(qiáng)化現(xiàn)象。可看出焊縫區(qū)的整體硬度為整個(gè)接頭硬度最低的區(qū)域,最低硬度為71.1 HV。但填絲焊過程中接頭由于填充金屬,焊縫區(qū)在拉伸過程中受力面積比母材大,因此斷裂位置仍出現(xiàn)在熱影響區(qū)。在熱影響區(qū)出現(xiàn)了硬度最低的區(qū)域,即過時(shí)效軟化區(qū)。過時(shí)效軟化區(qū)的硬度最低為71.2 HV,與焊縫區(qū)硬度相近?？煽闯鲕堉乒に噷μ罱z焊接頭硬度有明顯作用,因焊縫區(qū)發(fā)生了明顯的縱向強(qiáng)制變形,硬度得到了提升——由最低的71.1 HV 增加到97.9 HV,相對增加了37.7%；焊縫寬度也因強(qiáng)制變形明顯變寬。焊軋?jiān)嚇訜嵊绊憛^(qū)的硬度相較于焊接試樣也有明顯提升。熱影響區(qū)性能最薄弱的位置即過時(shí)效軟化區(qū)也由于焊縫區(qū)軋制變寬而發(fā)生橫向擠壓,硬度有明顯提升,由最低的71.2 HV 增加到87.8 HV,相對增加了23.3%。從硬度測試結(jié)果來看,與焊接接頭相比焊軋復(fù)合成型接頭整體的硬度得到提升,接頭硬度分布更加均勻。

圖6 硬度分布Fig.6 Hardness distribution

2.4 拉伸性能

圖7為激光誘導(dǎo)電弧填絲焊接及焊軋?jiān)嚇拥慕宇^平均抗拉強(qiáng)度及接頭平均斷后伸長率。由圖7可看出焊接接頭的平均抗拉強(qiáng)度為246 MPa,約為6061-T6母材的79.4%。試樣斷裂在硬度最為薄弱的過時(shí)效軟化區(qū)(圖8),斷后伸長率為10.3%,約為6061-T6母材的59.9%。焊軋復(fù)合成形試樣的抗拉強(qiáng)度為284 MPa,約為6061-T6母材的91.6%。試樣斷裂位置也在過時(shí)效軟化區(qū),抗拉強(qiáng)度相對提升了15.4%,斷后伸長率為8.8%,略低于焊接接頭的伸長率。這是因?yàn)樵谲堉乒に嚨目v向強(qiáng)制變形及橫向協(xié)同變形的影響下,焊縫區(qū)域及靠近焊縫的熱影響區(qū)晶粒發(fā)生變形,大幅提升了焊縫及近縫區(qū)組織的硬度,進(jìn)而提升了接頭的抗拉強(qiáng)度。

圖7 接頭抗拉強(qiáng)度和伸長率Fig.7 Tensile sthrength and elongation of joints

圖8 拉伸實(shí)驗(yàn)接頭斷裂位置Fig.8 Tensile experiment joint fracture positions

2.5 受力分析

圖9為軋制過程中接頭各部分的受力情況及焊縫區(qū)金屬流動(dòng)方向。在軋制過程中,軋輥間距設(shè)置為1.5 mm,與板材厚度一致,因此接頭的固溶區(qū)、過時(shí)效軟化區(qū)及母材都沒有受到縱向的壓力。而焊縫中心由于填絲,正背部存在余高,受到局部下壓力,高出板材的部分強(qiáng)制縱向變形直至與母材厚度一致。由于塑性變形在很大程度上依賴于位錯(cuò)滑移,根據(jù)式(1)可知當(dāng)外應(yīng)力達(dá)臨界剪應(yīng)力()與施密特因子()的比值時(shí),就會發(fā)生位錯(cuò)滑移,此時(shí)的外應(yīng)力稱為臨界外應(yīng)力()。

圖9 軋制過程接頭受力情況及焊縫區(qū)金屬流動(dòng)方向Fig.9 Forces on joint and direction of metal flow in weld seam during rolling process

由于在焊縫中心受縱向壓力,焊縫區(qū)域晶粒發(fā)生塑性變形,在晶粒內(nèi)部發(fā)生位錯(cuò)滑移產(chǎn)生位錯(cuò)強(qiáng)化效果。由于縱向變形作用,焊縫中心晶粒發(fā)生明顯的橫向變形向兩側(cè)擠壓,形成向兩側(cè)的橫向壓力。熱影響區(qū)由于受來自焊縫區(qū)的擠壓力,固溶區(qū)和過時(shí)效軟化區(qū)晶粒發(fā)生協(xié)同變形(如圖5(e)和圖5(f)所示),也發(fā)生位錯(cuò)滑移、纏結(jié)起到位錯(cuò)強(qiáng)化效果；而距熔合區(qū)較遠(yuǎn)的過時(shí)效軟化區(qū)硬度也有明顯提升,但與母材相比仍有較大差距(如圖6所示)。因此焊軋復(fù)合成形接頭相較于焊接接頭整體性能有很大提升,但過時(shí)效軟化區(qū)仍是焊軋復(fù)合成形接頭最薄弱的區(qū)域。

3 結(jié) 論

1)采用激光誘導(dǎo)電弧復(fù)合填絲焊及激光誘導(dǎo)電弧填絲焊軋復(fù)合成形工藝均能得到成形良好、沒有缺陷的6061-T6對接接頭,采用焊軋復(fù)合成形工藝能很好地消除焊接變形。

2)填絲焊接頭經(jīng)局部軋制后,焊縫區(qū)由于縱向強(qiáng)制變形晶粒發(fā)生明顯的變形,焊縫寬度增加。焊縫金屬向兩側(cè)擠壓而發(fā)生橫向協(xié)同變形,使部分熔合區(qū)及熱影響區(qū)晶粒因受擠壓發(fā)生變形。

3)過時(shí)效軟化區(qū)為激光誘導(dǎo)電弧填絲焊接頭性能最薄弱區(qū)域。與焊接接頭相比,焊軋接頭過時(shí)效軟化區(qū)中軟化最嚴(yán)重的位置硬度由71.2 HV 提升到87.8 HV,提升幅度為23.3%。

4)接頭抗拉強(qiáng)度由焊接接頭的246 MPa提升到284 MPa,達(dá)到母材的91.6%,提升幅度為15.4%。焊接試樣與焊軋?jiān)嚇拥臄嗔盐恢镁谶^時(shí)效軟化區(qū)。