鋁合金攪拌摩擦焊S線形成機(jī)制分析

崔云龍，張世欣，劉 桐

(中車青島四方機(jī)車車輛股份有限公司，山東 青島 266111)

S線是鋁合金攪拌摩擦焊接接頭的一種常見缺陷，是攪拌摩擦焊的研究熱點之一[1-3]。諸多學(xué)者對S線的形貌特征及其產(chǎn)生原因進(jìn)行了研究，并構(gòu)建了多種理論模型解釋S線的形成過程[4-5]。主流觀點認(rèn)為S線的形成與氧化鋁顆粒有關(guān)，是坡口對接面氧化膜被攪拌針粉碎之后氧化鋁顆粒在焊縫中聚集形成的缺陷，塑性金屬流動現(xiàn)象在此過程中發(fā)揮了重要作用[6-7]。

但是上述主流觀點在學(xué)術(shù)界并沒能獲得一致認(rèn)可，一方面是因為與主流觀點配套的多種理論模型缺乏實驗結(jié)果支撐，另一方面是因為這些模型無法解釋S線的諸多形態(tài)特征。因此，現(xiàn)有的理論模型需要進(jìn)一步的改進(jìn)和細(xì)化[8-9]。本文作者提出氧化膜繞流模型對S線形成機(jī)制進(jìn)行說明，并通過多項實驗對理論模型進(jìn)行驗證，為攪拌摩擦焊的工程化應(yīng)用提供理論支持。

1 氧化膜繞流模型

通過板厚中間位置的平行剖面解析S線的形成過程。圖1為氧化膜繞流模型的示意圖。模型所分析的接頭為對接接頭，坡口為攪拌摩擦焊常用的I型坡口，即坡口角度為0°且不留間隙。

圖1 氧化膜繞流模型示意圖

在穩(wěn)定焊接過程中，攪拌摩擦焊的溫度場處于動態(tài)平衡狀態(tài)，攪拌針周圍由內(nèi)到外以虛線為界可以劃分為三個環(huán)形區(qū)域：①區(qū)的溫度最高，材料受到攪拌頭的直接作用被徹底粉碎，塑性金屬的流動性極強(qiáng)，圍繞攪拌針迅速旋轉(zhuǎn)；②區(qū)的溫度有所下降，但材料仍處于熱塑性狀態(tài)，具有較強(qiáng)的流動性和變形能力；③區(qū)的溫度繼續(xù)下降，材料未處于熱塑性狀態(tài)，但較高的溫度會使坡口對接面的氧化膜迅速增厚[10]。

上述各區(qū)域左右兩側(cè)的尺寸有一定差別，這是由攪拌摩擦焊的產(chǎn)熱特性所決定的。攪拌針的前半部分在前進(jìn)過程中與材料發(fā)生顯著的擠壓和摩擦，此過程中會產(chǎn)生大量熱量，受此影響由前進(jìn)側(cè)到后退側(cè)各區(qū)寬度持續(xù)增加；攪拌針的后半部分對材料的擠壓和摩擦較為輕微，產(chǎn)熱較少，受此影響由后退側(cè)到前進(jìn)側(cè)各區(qū)寬度持續(xù)減少。上述各區(qū)域的實際寬度很小，為了演示S線的形成過程，圖1對各區(qū)域進(jìn)行了放大。

隨著攪拌針向前運動，坡口對接面的氧化膜會依次經(jīng)歷如下過程：坡口對接面進(jìn)入③區(qū)，受攪拌摩擦焊的熱作用，氧化膜的厚度由常溫狀態(tài)下的2 μm～5 μm猛增到約100 μm；隨后坡口對接面進(jìn)入②區(qū)，氧化膜持續(xù)受熱發(fā)生軟化并具備了較強(qiáng)的變形能力；然后氧化膜跟隨熱塑性狀態(tài)的金屬一同沿著旋轉(zhuǎn)方向流動，進(jìn)而繞過攪拌針運行到側(cè)后方，再由后退側(cè)向前進(jìn)側(cè)移動，越接近前進(jìn)側(cè)氧化膜受到的阻力就會越大，直到停滯不前；最終氧化膜離開②區(qū)，流動性喪失，逐漸冷卻形成S線。

如圖1所示，焊接過程中②區(qū)不斷有材料受熱進(jìn)入熱塑性狀態(tài)，裹挾著其中的氧化膜繞過攪拌針流動，因此在穩(wěn)定運行時劇烈攪拌的①區(qū)不會對坡口對接面的氧化膜產(chǎn)生直接作用。氧化膜在③區(qū)厚度猛增，這使得氧化膜在繞流過程中不會輕易破損，因此整個焊接過程中坡口兩側(cè)的材料一直被氧化膜分隔，沒能充分混合在一起。攪拌摩擦焊接頭中的S線正是氧化膜變形扭曲的產(chǎn)物。

繞流過程中氧化膜兩側(cè)的塑性金屬的流動性有差異，靠近攪拌針一側(cè)的塑性金屬流速更快，因而流體的壓強(qiáng)更小，壓強(qiáng)的差異會導(dǎo)致氧化膜向內(nèi)凹陷，形狀產(chǎn)生波動。氧化膜受力如圖2所示，當(dāng)氧化膜流動到②區(qū)邊緣時，氧化膜阻礙了遠(yuǎn)離攪拌針一側(cè)的塑性金屬向前進(jìn)側(cè)移動，此時氧化膜主要受到壓力P1、拉力F1、拉力F2、阻力F3等力的共同作用，并最終處于平衡狀態(tài)，其中P1為遠(yuǎn)離攪拌針一側(cè)的塑性金屬推動氧化膜運動而產(chǎn)生的壓力，F(xiàn)3為靠近攪拌針一側(cè)的塑性金屬阻礙氧化膜運動而產(chǎn)生的阻力，F(xiàn)1、F2為兩邊的氧化膜對中間凸出的氧化膜的拉力。

圖2 氧化膜受力示意圖

2 理論模型的實驗驗證

本論文設(shè)計了兩項實驗，以此驗證氧化膜繞流模型的正確性。

2.1 異種鋁合金焊接實驗

焊接接頭前進(jìn)側(cè)的材料為6A01S-T5鋁合金，后退側(cè)的材料為5083P-O鋁合金，兩種鋁合金的耐腐蝕性能有較大差別。在試板居中位置截取金相試樣，使用溶液(15 g NaOH+100 mL H2O)在70 ℃水浴加熱條件下腐蝕6 min，焊接接頭低倍組織如圖3所示，圖中的短橫虛線為焊縫邊界，圖中的點狀虛線為S線。

由圖3可知，前進(jìn)側(cè)的6A01S-T5鋁合金顏色呈淺灰色，后退側(cè)的5083P-O鋁合金顏色呈深灰色，兩者顏色有較大的差別。S線左邊焊縫組織的顏色與后退側(cè)母材組織的基本一致；S線右邊焊縫組織的顏色與前進(jìn)側(cè)母材組織的基本一致。兩邊的焊縫組織以S線為界顏色差別明顯，既沒有過渡區(qū)域也幾乎沒有發(fā)生混合(除極少數(shù)毛刺)。上述實驗結(jié)果可證實焊接過程中坡口兩側(cè)的材料被分隔沒能充分混合在一起，這可以證明氧化膜在此過程中的重要作用，此現(xiàn)象與氧化膜繞流模型相符合。

圖3 異種鋁合金焊接接頭低倍組織

2.2 焊接接頭腐蝕實驗

本實驗焊接接頭前進(jìn)側(cè)、后退側(cè)的材料均為6A01S-T5鋁合金。在試板居中位置截取金相試樣，使用特制試劑腐蝕5 min拍照，然后對同一塊金相試樣繼續(xù)腐蝕2 min再拍照。焊接接頭低倍組織如圖4所示，圖中的虛線為焊縫邊界。

由圖4a可知，腐蝕時間為5 min時，前進(jìn)側(cè)的6A01S-T5鋁合金顏色呈淺灰色，后退側(cè)的6A01S-T5鋁合金顏色要比前進(jìn)側(cè)的略深一些。焊縫中S線清晰可見，S線兩側(cè)的焊縫組織顏色差別較小，均呈淺灰色。

由圖4b可知，腐蝕時間為7 min時，前進(jìn)側(cè)的6A01S-T5鋁合金顏色呈深灰色，后退側(cè)的6A01S-T5鋁合金顏色要比前進(jìn)側(cè)的略深一些。焊縫中S線清晰可見，兩邊的焊縫組織以S線為界顏色差別明顯， S線左邊的焊縫組織顏色呈深灰色，S線右邊的焊縫組織顏色呈亮白色。

圖4 焊接接頭低倍組織對比

鋁合金金相組織的顏色由成分及第二相的形態(tài)特征決定。前進(jìn)側(cè)的母材帶有永久性襯墊，散熱條件明顯好于后退側(cè)的。因此，焊接過程中后退側(cè)的6A01S-T5鋁合金冷卻速度更慢，處于高溫的時間更長，第二相受熱聚集長大更顯著，這導(dǎo)致后退側(cè)的母材更易腐蝕，顏色比前進(jìn)側(cè)更深。焊縫S線左右兩側(cè)的鋁合金成分相同，顏色卻有如此顯著的差異，這說明S線左右兩側(cè)的焊縫組織所經(jīng)受的熱過程有較大差別，因而造成第二相的形態(tài)特征彼此不同，氧化膜繞流模型可以解析這種差異。如前文所述，繞流過程中前進(jìn)側(cè)的焊縫金屬始終處于更貼近攪拌針的一側(cè)，溫度較高，大多數(shù)第二相受熱固溶于α-Al基體并隨著接頭的冷卻形成過飽和固溶體，因此前進(jìn)側(cè)的焊縫組織更耐腐蝕，顏色亮白；而后退側(cè)的焊縫金屬與前進(jìn)側(cè)的焊縫金屬之間始終隔著一層氧化膜，距離攪拌針較遠(yuǎn)，溫度低于前進(jìn)側(cè)，第二相受熱發(fā)生聚集和長大，因此后退側(cè)的焊縫組織不耐腐蝕，顏色呈深灰色，與后退側(cè)的母材相近。

上述實驗結(jié)果一方面再次佐證坡口兩側(cè)的材料被氧化膜分隔沒能充分混合在一起，另一方面證明坡口兩側(cè)的材料所經(jīng)受的焊接熱過程有較大差別，此現(xiàn)象與氧化膜繞流模型相符合。

3 焊接接頭剖切實驗

由焊縫底部至上表面，塑性金屬的流動性存在較大差別，這導(dǎo)致不同位置的氧化膜的角速度彼此不同。受此影響，氧化膜發(fā)生三維扭曲，因此S線在焊縫橫截面中的形態(tài)呈現(xiàn)為不規(guī)則的曲線，這在上述兩項實驗中也有所顯現(xiàn)。為了進(jìn)一步確定S線的演變規(guī)律，設(shè)計了攪拌摩擦焊接頭剖切實驗，使用氧化膜繞流模型對S線的形態(tài)特征進(jìn)行分析。

焊接接頭前進(jìn)側(cè)、后退側(cè)的材料均為6A01S-T5鋁合金。在接頭起始端和終止端各截取一塊金相試樣，從試樣端部開始每磨削1 mm～1.5 mm進(jìn)行一次宏觀金相檢測，以此研究S線在攪拌摩擦焊接頭中的形態(tài)特征和演變過程。實驗所用腐蝕劑為燒堿溶液(15 g NaOH+100 mL H2O)，實驗條件為70 ℃水浴加熱腐蝕8 min。試樣外觀如圖5所示，圖內(nèi)居中的實線是眾多剖切面中具有代表性的觀測截面，試驗將據(jù)此進(jìn)行分析。

圖5 剖切試驗的截面位置

起始端試樣的A、B、C線到端部實線的距離分別為5.78 mm、8.15 mm、9.65 mm，這三個截面的低倍組織如圖6所示。截面A位于攪拌摩擦焊起始區(qū)域，攪拌針已達(dá)到正常旋轉(zhuǎn)速度，但其移動速度很慢。此時軸肩和攪拌針的摩擦產(chǎn)熱效率低下，受此影響氧化膜沒有來得及充分軟化變形便受到塑性金屬的剪切，最終氧化膜被粉碎并彌散分布于焊縫中，未能形成S線。截面B處于S線誕生的節(jié)點，隨著攪拌針移動速度的提升，軸肩和攪拌針的摩擦產(chǎn)熱逐漸增加。焊縫上表面受軸肩作用溫度較高，氧化膜率先達(dá)到軟化變形狀態(tài)，進(jìn)而在上表面繞流形成少量S線。在截面C處，軸肩和攪拌針的摩擦產(chǎn)熱增大到整個坡口厚度的氧化膜都能達(dá)到軟化變形狀態(tài)，因此S線從上表面延伸至焊縫根部。但截面C處的產(chǎn)熱仍顯不足，S線的移動能力較差，由圖6c也可見S線更靠近后退側(cè)。圖7為截面B左側(cè)的外觀形貌，經(jīng)過多次腐蝕S線顯現(xiàn)在試樣上表面，圖中的白色虛線為S線的軌跡，可見隨著攪拌針由起始端進(jìn)入穩(wěn)定焊接區(qū)域，摩擦產(chǎn)熱持續(xù)增大，S線逐漸遠(yuǎn)離后退側(cè)。

圖6 起始端各截面的低倍組織

圖7 截面B左側(cè)的S線軌跡

終止端試樣的D、E、F線到端部實線的距離分別為12.73 mm、9.99 mm、7.48 mm，這三個截面的低倍組織如圖8所示。截面D位于攪拌摩擦焊穩(wěn)定焊接區(qū)域，軸肩摩擦產(chǎn)生的熱量多于攪拌針，由下往上塑性金屬的流動性會逐漸加強(qiáng)。受此影響越靠近上表面，繞流的氧化膜向前進(jìn)側(cè)移動的能力越強(qiáng)，因此在焊縫底部，氧化膜的移動能力較差，S線的停留位置更靠近后退側(cè)，而在焊縫頂部，氧化膜的移動能力較強(qiáng)，S線的停留位置更靠近前進(jìn)側(cè)；截面E進(jìn)入焊接終止階段，攪拌針移動速度開始下降，相對于移動速度攪拌針旋轉(zhuǎn)過快，貼近軸肩和攪拌針上端的一層塑性金屬溫度偏高甚至接近熔點，此時這一層塑性金屬的粘滯性很低以至于無法對其外圍的塑性金屬產(chǎn)生足夠的剪切力，相當(dāng)于一層潤滑物質(zhì)，對軸肩和攪拌針的摩擦產(chǎn)熱有一定的抑制作用。受此影響，由下往上塑性金屬的流動性先增強(qiáng)后減弱。因此在焊縫頂部和焊縫底部，氧化膜的移動能力較弱，S線的停留位置更靠近后退側(cè)，而在焊縫中部，氧化膜的移動能力較強(qiáng)，S線的停留位置更靠近前進(jìn)側(cè)；截面F處的S線形態(tài)特征與截面E相似，因摩擦產(chǎn)熱下降，S線距離后退側(cè)更近。圖9為截面F右側(cè)的外觀形貌，圖中的白色虛線為S線在上表面的軌跡，可見隨著攪拌針進(jìn)入終止端，摩擦產(chǎn)熱持續(xù)減少，S線逐漸靠近后退側(cè)。

圖8 終止端各截面的低倍組織

圖9 截面F右側(cè)的S線軌跡

4 消除S線的方法

由氧化膜繞流模型可知，S線是氧化膜軟化變形的產(chǎn)物，控制氧化膜的生成有利于消除S線。打磨是消除坡口氧化膜最簡單的方式，但焊接過程中攪拌針周圍的焊接溫度場會使坡口迅速氧化，重新形成有較大厚度的氧化膜。攪拌摩擦焊不具備電弧焊特有的陰極清理作用，重新形成的氧化膜會轉(zhuǎn)變?yōu)镾線，因此很難單獨依靠打磨來消除S線。有必要專門設(shè)計工裝對打磨后的焊接坡口持續(xù)施加保護(hù)氣，避免坡口在焊接過程中受熱生成氧化膜，從而達(dá)到消除S線的目的。

由剖切試驗可知，攪拌摩擦焊的工藝參數(shù)決定了摩擦產(chǎn)熱的情況，進(jìn)而影響到氧化膜的軟化和移動，最終決定了S線的形態(tài)特征。焊接參數(shù)中最關(guān)鍵的是攪拌針的移動速度和旋轉(zhuǎn)速度，適當(dāng)調(diào)整這兩項參數(shù)可以使穩(wěn)定焊接區(qū)域的狀態(tài)與起始端截面A的狀態(tài)相似，即軸肩和攪拌針的摩擦產(chǎn)熱效率保持在較低的水平，使氧化膜未能充分軟化變形就受到塑性金屬的剪切，使氧化膜被粉碎并彌散分布于焊縫中，進(jìn)而消除S線。具體來說，提升攪拌針在穩(wěn)定焊接區(qū)域的旋轉(zhuǎn)速度或降低其移動速度，可有效降低摩擦產(chǎn)熱效率。在這種情況下，攪拌針前方的氧化膜未能充分軟化變形，S線將難以生成。據(jù)此在原參數(shù)基礎(chǔ)上提高旋轉(zhuǎn)速度20%同時降低移動速度10%進(jìn)行施焊，焊后在接頭中間位置截取試樣進(jìn)行金相檢測，結(jié)果如圖10所示?？梢姾缚p內(nèi)部僅存在少量氧化鋁碎片，沒有再形成S線。

圖10 調(diào)整參數(shù)后的焊接接頭低倍組織

5 結(jié) 論

1)提出氧化膜繞流模型，解析了S線的形成機(jī)制：坡口對接面的氧化膜受焊接熱作用厚度迅速增加；氧化膜持續(xù)受熱發(fā)生軟化，具備了較強(qiáng)的變形能力；氧化膜隨熱塑性狀態(tài)的金屬沿旋轉(zhuǎn)方向流動，繞過攪拌針運動到側(cè)后方；氧化膜由后退側(cè)向前進(jìn)側(cè)運動，直到受力達(dá)到平衡狀態(tài)；扭曲變形的氧化膜冷卻形成S線。

2)通過多項實驗對氧化膜繞流模型進(jìn)行了檢驗，證實坡口兩側(cè)的材料被氧化膜分隔沒能充分混合在一起，且坡口兩側(cè)的材料所經(jīng)受的焊接熱過程有較大差別，此現(xiàn)象與氧化膜繞流模型相符合。

3)使用氧化膜繞流模型對剖切實驗結(jié)果進(jìn)行分析，確定焊接過程中摩擦產(chǎn)熱情況會直接影響到氧化膜的軟化和移動，進(jìn)而決定了S線的形態(tài)特征和演變過程。

4)提出了兩種消除S線的方法：對打磨后的焊接坡口持續(xù)施加保護(hù)氣體，避免坡口在焊接過程中受熱生成氧化膜；調(diào)整攪拌針在穩(wěn)定焊接區(qū)域的旋轉(zhuǎn)速度和移動速度，降低摩擦產(chǎn)熱效率，確保氧化膜在焊接過程中無法充分軟化變形。