賀地求，羅 維，鄔紅光

（中南大學(xué) 現(xiàn)代復(fù)雜裝備設(shè)計(jì)與極端制造教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)沙410083）

60mm厚度6061－T6鋁合金板攪拌摩擦焊接接頭微觀組織與力學(xué)性能

賀地求，羅 維，鄔紅光

（中南大學(xué) 現(xiàn)代復(fù)雜裝備設(shè)計(jì)與極端制造教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)沙410083）

采用攪拌摩擦焊接方法對(duì)6061－T6鋁合金板進(jìn)行了60mm雙面對(duì)接焊實(shí)驗(yàn)，研究了攪拌摩擦焊接接頭的微觀組織與力學(xué)性能，結(jié)果表明：焊縫區(qū)微觀組織沿厚度方向發(fā)生了不同程度的改變，焊接接頭強(qiáng)度達(dá)到218MPa，為母材強(qiáng)度的70%；焊接熱循環(huán)引發(fā)的金屬?gòu)?qiáng)化相 “重固溶”和“過(guò)時(shí)效”是接頭力學(xué)性能下降的重要原因，其中前進(jìn)側(cè)熱機(jī)影響區(qū)為焊縫薄弱環(huán)節(jié)。

雙面攪拌摩擦焊；6061－T6鋁合金；微觀組織；力學(xué)性能

6061－T6鋁合金屬 Al－Mg－Si系可熱處理強(qiáng)化鋁合金，具有中等強(qiáng)度、良好的塑韌性、耐腐蝕性和擠壓性等優(yōu)點(diǎn)［1］。目前對(duì)于6061－T6鋁合金的焊接國(guó)內(nèi)外通常采用鎢極惰性氣體保護(hù)焊（Tungsten Inert Gas，TIG）和熔化極惰性氣體保護(hù)焊（Metal Inert Gas，MIG），但這些方法存在易產(chǎn)生焊接裂紋和氣孔、焊接變形大、焊縫力學(xué)性能不高等問(wèn)題，大厚度的鋁合金焊接則更加困難［2］。與傳統(tǒng)熔化焊相比，攪拌摩擦焊（Friction Stir Welding，F(xiàn)SW ）不存在熔化焊時(shí)的各種缺陷，焊縫成形好，綜合力學(xué)性能較高［2，3］。

近年來(lái)隨著工程技術(shù)要求的提高，大厚度鋁合金板在航空航天、航海以及軌道車輛等領(lǐng)域的應(yīng)用得到廣泛重視，鋁合金的厚板焊接開始成為研究的重點(diǎn)。隨著焊接厚度的增加，焊接難度越來(lái)越大，為了揭示厚板焊接的規(guī)律，本工作對(duì)60mm厚度6061－T6鋁合金板進(jìn)行了攪拌摩擦雙道焊接工藝實(shí)驗(yàn)并對(duì)其焊縫成形、組織形態(tài)和力學(xué)性能進(jìn)行了分析。

1 實(shí)驗(yàn)材料及方法

實(shí)驗(yàn)用材料是厚度為60mm的6061－T6（固溶＋人工時(shí)效處理）鋁合金板，主要化學(xué)成分如表1所示。

表1 6061－T6鋁合金的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)／%）Table 1 Chemical composition of 6061－T6 aluminum alloy（mass fraction／%）

攪拌摩擦焊實(shí)驗(yàn)在自行研制的攪拌摩擦焊試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，焊接形式為雙面對(duì)接拼焊。實(shí)驗(yàn)用攪拌頭參數(shù)：軸肩直徑為34mm；攪棒直徑為14mm；攪棒長(zhǎng)度為37mm。焊接時(shí)，攪拌頭高速旋轉(zhuǎn)鉆入待焊板材接縫，當(dāng)攪拌頭軸肩壓實(shí)鋁合金板后，沿接縫前進(jìn)以完成焊接過(guò)程。焊接工藝參數(shù)：攪拌頭旋轉(zhuǎn)速率為1000r／min，攪拌頭沿焊縫方向的焊接速率為80mm／min。成功焊接的鋁合金板如圖1所示。

圖1 60mm厚6061－T6鋁合金厚板焊接Fig.1 60mm－thick 6061－T6aluminum alloy plate welds

焊接后，采用線切割沿焊縫橫向截取試樣，在Instron 8802型電液伺服力學(xué)試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行拉伸實(shí)驗(yàn)；使用Model HV－10B型硬度計(jì)進(jìn)行硬度測(cè)試；對(duì)試樣進(jìn)行研磨拋光，采用Keller試劑（3mL硝酸，6mL鹽酸，6mL氫氟酸，150mL蒸餾水）腐蝕后在Leica DMI 5000M金相顯微鏡上觀察組織形貌；將試樣重新研磨拋光，采用0.5%氫氟酸作為腐蝕劑浸蝕10s［3］，在JEOL JSM－6360LV型掃描電鏡儀上觀察組織強(qiáng)化相分布。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 拉伸實(shí)驗(yàn)及分析

在上述焊接工藝參數(shù)下得到厚度為60mm的6061－T6鋁合金厚板焊縫，力學(xué)性能如表2所示。在未經(jīng)過(guò)任何焊后熱處理時(shí)的平均抗拉強(qiáng)度達(dá)到了218MPa，斷后平均伸長(zhǎng)率達(dá)到了16.81%，為母材的70%和129%，其中母材的抗拉強(qiáng)度、伸長(zhǎng)率分別為310MPa和13%。

表2 6061－T6鋁合金焊縫的力學(xué)拉伸實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)Table 2 Mechanical properties of 6061－T6welds

拉伸試樣斷裂形貌如圖2所示，斷裂位置均發(fā)生在焊縫的前進(jìn)側(cè)，在試樣截面可見明顯雙“U”字型頸縮變形。

圖2 拉伸試樣斷裂形貌Fig.2 Tensile specimens fracture morphology

圖3為焊縫拉伸斷口形貌，圖3（a）為焊縫上部斷口形貌，可以看出焊縫斷口韌窩尺寸較小，而且較深，大小均勻，表現(xiàn)為穿晶韌性斷裂特征。圖3（b）為焊縫底部斷口形貌，可以看出韌窩底部第二相粒子剝離后留下的微坑，第二相又硬又脆，與基體變形差別很大，它們的存在對(duì)塑性十分不利，屬于包含第二相粒子的脆性與韌性的混合型斷裂。

圖3 焊縫拉伸斷口形貌 （a）焊縫上部；（b）焊縫底部Fig.3 Tensile fracture morphologies of FSW joint（a）apex of FSW joint；（b）base of FSW joint

2.2 試樣顯微硬度分析

在顯微硬度測(cè)試前需要對(duì)試樣進(jìn)行研磨和拋光，在逆光偏角度的情況下可以發(fā)現(xiàn)如圖4所示樣品截面攪拌摩擦雙道焊接區(qū)與母材的明顯界線，呈現(xiàn)上下對(duì)置的雙“U”字特征，其中底部倒“U”字為第一面焊接，上部正“U”字為第二面焊接。

圖4 6061－T6雙道焊接截面形貌Fig.4 Section morphology of the dual－FSW thick plate welds

采用Model HV－5型硬度計(jì)測(cè)試焊縫顯微硬度，加載力為3N，加載時(shí)間為15s，接頭橫截面顯微硬度分布曲線如圖5所示，硬度分布從熱影響區(qū)到焊核區(qū)硬度值都出現(xiàn)不同程度降低，上、中、下部硬度值均呈典型“W”特征分布，且“W”形波動(dòng)幅度與范圍從上到下呈遞減趨勢(shì)。焊縫各厚度的硬度值最低點(diǎn)都出現(xiàn)在前進(jìn)側(cè)，結(jié)合圖2可以發(fā)現(xiàn)拉伸斷裂都發(fā)生在前進(jìn)側(cè)熱機(jī)影響區(qū)周圍，說(shuō)明焊縫此區(qū)域是焊接接頭強(qiáng)度較薄弱的位置。

圖5 焊縫顯微硬度分布Fig.5 Microhardness of FSW joint

2.3 焊縫的微觀組織

為了研究焊縫組織形貌和強(qiáng)化相分布與顯微硬度的關(guān)系以及微觀組織沿焊縫厚度方向的變化，如圖5所示選取4處硬度值較低的位置制作微觀組織試樣，分別位于焊縫上部和底部的焊核區(qū)以及前進(jìn)側(cè)熱機(jī)影響區(qū)。

2.3.1 金相組織觀察及分析

焊縫橫截面的金相組織如圖6所示，圖6（a）為母材（Parent Material，PM）組織金相照片，母材呈軋制狀粗大晶粒；圖6（b）所示熱影響區(qū)（Heat Affected Zone，HAZ）組織發(fā)生一定的長(zhǎng)大粗化，與母材沒(méi)有明顯區(qū)別；圖6（c），（d）分別為焊縫上部和底部的焊核區(qū)（Weld Nugget Zone，WNZ），其中焊縫上部的焊核區(qū)組織晶界連續(xù)閉合，晶粒較小，焊縫底部的焊核區(qū)組織的晶界不連續(xù)，晶粒尺寸更加細(xì)小。通常認(rèn)為焊核區(qū)組織在攪拌頭強(qiáng)烈的攪拌作用以及軸肩劇烈摩擦產(chǎn)生的局部高溫作用，造成大量晶粒破碎，破碎的晶粒發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，形成細(xì)小等軸晶粒。但是由于攪拌摩擦焊的特點(diǎn)，軸肩與攪拌頭的摩擦產(chǎn)熱機(jī)制導(dǎo)致焊接區(qū)域形成上熱下冷的漏斗狀溫度分布。上部區(qū)域較底部區(qū)域能獲得更高的溫度，破碎的晶粒發(fā)生了充分的再結(jié)晶，而底部的晶粒由于溫度偏低，破碎的晶粒往往再結(jié)晶不充分，在底部形成不連續(xù)的晶界，并且由于高溫時(shí)間較短，其再結(jié)晶晶粒來(lái)不及長(zhǎng)大，晶粒更為細(xì)小。圖6（e），（f）分別為焊縫上部和底部的熱機(jī)械影響區(qū)（Thermal Mechanical Affected Zone，TMAZ），位于焊核區(qū)與熱影響區(qū)之間的熱機(jī)影響區(qū)是一個(gè)過(guò)渡區(qū)域，由于攪拌頭的攪拌作用不充分不能使呈軋制狀的母材組織完全破碎，而是在攪拌力和進(jìn)給力的雙重作用下發(fā)生熱剪切，相對(duì)母材發(fā)生較大的晶粒變形。但是該區(qū)域溫度較焊核區(qū)低，發(fā)生了不完全動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，高度塑性的變形晶粒形態(tài)被保留下來(lái)［4－7］，其中焊縫上部熱機(jī)影響區(qū)過(guò)渡界面不明顯，分析認(rèn)為是由于焊縫上部溫度較高，熱機(jī)影響區(qū)的變形晶粒發(fā)生了較多的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶；而底部熱機(jī)影響區(qū)溫度較低，變形晶粒未發(fā)生動(dòng)態(tài)結(jié)晶，過(guò)渡界面明顯。

2.3.2 掃描電鏡觀察

焊縫組織強(qiáng)化相的形態(tài)分布如圖7所示，各區(qū)域都均勻分布著兩種形態(tài)的第二相，一種是白色的條形狀析出物，另一種是黑色的顆粒狀析出物。由于6061鋁合金屬于可熱處理強(qiáng)化鋁合金，Mg2Si相是Al－Mg－Si系鋁合金的主要強(qiáng)化相，只需觀察Mg2Si相的分布狀況，采用能譜儀確定黑色析出相即為Al－Mg－Si系鋁合金的強(qiáng)化相 Mg2Si，其EDS能譜曲線如圖8所示。

焊縫上部和底部焊核區(qū)Mg2Si相分布如圖7（a），（b）所示，可以看見焊縫底部Mg2Si相尺寸與數(shù)量較焊縫上部均有顯著增加；圖7（c），（d）分別為焊縫上部與底部熱機(jī)影響區(qū)，可以發(fā)現(xiàn)與焊核區(qū)相同的分布規(guī)律，即焊縫底部較焊縫上部Mg2Si相尺寸與數(shù)量均存在不同程度的增長(zhǎng)。

圖8 黑色Mg2Si相的EDS曲線Fig.8 EDS curves of Mg2Si precipitated phases

2.4 焊縫的力學(xué)性能分析

對(duì)于6061鋁合金，Mg2Si相的尺寸、形態(tài)和含量對(duì)力學(xué)性能影響很大，其一般析出過(guò)程如下：過(guò)飽和固溶體→GPⅠ區(qū)→GPⅡ區(qū)（β″針狀）→β′→β［8］，焊前6061－T6鋁合金經(jīng)過(guò)固溶時(shí)效處理后得到β″態(tài)強(qiáng)化相，強(qiáng)度達(dá)到最高值的狀態(tài)［9］。焊接時(shí)溫度場(chǎng)分布沿厚度方向存在較大差異，焊縫上部溫度較高，焊縫組織較多的Mg2Si相重新溶入基體，經(jīng)過(guò)自然時(shí)效又緩慢地析出β″相，稱為“重固溶”；較少的 Mg2Si相在焊接熱循環(huán)下聚集長(zhǎng)大形成穩(wěn)定的β相，稱為“過(guò)時(shí)效”；而焊縫底部溫度較低，焊縫組織較少的Mg2Si相發(fā)生了“重固溶”，較多地發(fā)生了“過(guò)時(shí)效”，因而焊縫底部較上部出現(xiàn)更多的大尺寸β相。由于真正起強(qiáng)化作用的是時(shí)效過(guò)程中析出并與基體保持共格或半共格關(guān)系的β″相，焊縫組織β″相的形態(tài)分布情況決定了焊縫的力學(xué)性能［10］，經(jīng)過(guò)攪拌摩擦焊接，焊縫組織的β″態(tài) Mg2Si相形態(tài)分布發(fā)生了較大改變，力學(xué)性能也隨之發(fā)生改變，結(jié)果表明焊接熱循環(huán)引發(fā)的金屬?gòu)?qiáng)化相 “重固溶”和“過(guò)時(shí)效”是導(dǎo)致接頭力學(xué)性能下降的重要原因，改善焊接區(qū)溫度分布和焊后熱處理是提高焊縫強(qiáng)度的有效方法。

3 結(jié)論

（1）采用雙面攪拌摩擦焊成功焊接了60mm 6061－T6鋁合金厚板，在攪拌頭轉(zhuǎn)速為1000r／min，焊接速率為80mm／min時(shí)，焊縫的抗拉強(qiáng)度達(dá)到了218MPa，接頭力學(xué)性能優(yōu)良。

（2）采用攪拌摩擦焊方法焊接6061－T6鋁合金厚板，焊縫區(qū)出現(xiàn)了較大程度的軟化，上、中、下部硬度值均呈“W”特征分布，且“W”形波動(dòng)幅度與范圍從上到下呈遞減趨勢(shì)。硬度最低值與拉伸斷口均處于焊縫前進(jìn)側(cè)位置，說(shuō)明此位置是焊縫的最薄弱環(huán)節(jié)。

（3）焊縫組織形貌與強(qiáng)化相分布沿厚度方向存在較大差異，在焊縫上部的溫度較高，變形晶粒經(jīng)歷了較多的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶過(guò)程，晶粒細(xì)小且晶界連續(xù)；Mg2Si相發(fā)生了較少的長(zhǎng)大粗化，大尺寸Mg2Si相數(shù)量較少；焊縫底部的溫度較低，變形晶粒發(fā)生了較少的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，晶粒不完全成形晶界不連續(xù)，而大尺寸 Mg2Si相數(shù)量較多。

（4）比較焊縫顯微硬度與強(qiáng)化相形態(tài)分布，可以發(fā)現(xiàn)焊縫強(qiáng)化相分布狀況對(duì)力學(xué)性能影響較大，焊接過(guò)程中組織強(qiáng)化相的“重固溶”和“過(guò)時(shí)效”是導(dǎo)致焊縫力學(xué)性能下降的主要原因。

［1］ 中國(guó)焊接學(xué)會(huì).焊接手冊(cè)：第2卷［M］.北京：機(jī)械工業(yè)出版社，1992.

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Microstructure and Mechanical Property Analysis on Double－sided Friction Stir Welding Joints of 60mm 6061－T6Aluminum Alloy Plate

HE Di－qiu，LUO Wei，WU Hong－guang
（Key Laboratory of Design for Modern Complex Equipment and Extreme Manufacturing（Ministry of Education），Central South University，Changsha 410083，China）

Double－sided friction stir welding was applied to connection of 6061－T6aluminum alloy plates，the microstructure and mechanical properties of the joints were investigated.The results show that the microstructure undergoes different changes in the through－thickness direction，the tensile strength of the joint reaches 218MPa，70%that of the parent material.The re－solution and over－aging of the strengthening phases caused by welding thermal cycle have a great effect on the strength degradation，and the thermal mechanical affected zone of the advancing side is the welding weakness.

double－sided friction stir welding；6061－T6aluminum alloy；microstructure；mechanical property

TG453

A

1001－4381（2011）09－0020－05

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（50675228）

2010－03－10；

2011－04－12

賀地求（1964—），男，碩士，教授，從事攪拌摩擦焊工藝及機(jī)理研究，聯(lián)系地址：長(zhǎng)沙市中南大學(xué)新校區(qū)機(jī)電工程學(xué)院A座309室（410083），E－mail：hdqzzp＠163.com

羅維，男，碩士研究生，聯(lián)系地址：湖南省株洲市田心路1號(hào)南車株洲電力機(jī)車有限公司電氣設(shè)備分公司開發(fā)部（412001），E－mail：luowei213＠163.com