賀地求，劉朋，王海軍，王東曜，賴瑞林

（1.中南大學(xué) 輕合金研究院，湖南 長沙 410083；2.中南大學(xué) 高性能復(fù)雜制造國家重點實驗室，湖南 長沙 410083；3.中南大學(xué) 粉末冶金國家重點實驗室，湖南 長沙 410083）

FSW（Friction Stir Welding）作為新式固相連接技術(shù)，適用于傳統(tǒng)熔焊不易焊接的金屬材料.在焊接過程中，F(xiàn)SW 能夠使連接材料進(jìn)行塑性流動，而不是融化狀態(tài)，故不存在熔焊缺陷，為鎂、鋁、銅以及合金材料提供了一種新型的焊接方法[1].雖然FSW 焊接方式已被各工業(yè)領(lǐng)域廣泛接受，但隨著其在航空航天工業(yè)中的不斷應(yīng)用，發(fā)現(xiàn)傳統(tǒng)的FSW 技術(shù)在焊接合金化程度高的2 系與7 系高強鋁合金時，出現(xiàn)焊接質(zhì)量明顯下降，焊接過程不穩(wěn)定等突出問題[2-3].

由于傳統(tǒng)FSW 特殊的焊縫成形機制，導(dǎo)致焊接工程中對工裝夾具的要求較高，焊接后會在接頭處留下魚鱗紋、飛邊、匙孔以及焊縫減薄等特征.Widener 等[4]最先將靜止軸肩應(yīng)用到FSW 當(dāng)中，增加了焊縫表面的光潔度并對焊縫質(zhì)量有所改善.Li 等[5]研究了不同轉(zhuǎn)速下NRSA-FSW 接頭的顯微組織，認(rèn)為NRSA-FSW 有助于增加接頭微觀組織均勻性.劉景麟等[6]就NRSA-FSW 的溫度與應(yīng)力進(jìn)行數(shù)值模擬分析，認(rèn)為靜止軸肩輔助工藝具有降低焊縫區(qū)域的溫度峰值以及殘余應(yīng)力峰值的效果.許志武等[7]研究了靜止軸肩輔助技術(shù)在鋁鎂攪拌摩擦搭接焊的應(yīng)用，認(rèn)為靜止軸肩有利于增強上下板之間的材料交換.當(dāng)前大多數(shù)NRSA-FSW 研究著重于探究改變工藝參數(shù)對接頭的微觀組織與力學(xué)性能的影響.關(guān)于FSW 添加靜止軸肩輔助后對接頭造成的微觀組織和力學(xué)性能改變方面還需要更進(jìn)一步的探索.本文創(chuàng)新性的采用可拆卸式的組合焊具，靜止軸肩可直接安裝在焊頭外進(jìn)行焊接試驗，NRSA-FSW 試驗的內(nèi)部運動焊頭與FSW 試驗使用的焊頭為同一個，最大限度的控制試驗變量.本試驗對2219-T6 高強鋁合金4 mm 厚板材在相同轉(zhuǎn)速、行進(jìn)速度和壓深下，觀察添加外部靜止軸肩輔助的FSW 對接頭表面成形的影響，分析焊縫微觀組織并對焊縫的力學(xué)性能同F(xiàn)SW 進(jìn)行對比分析.

1 試驗材料與方法

試驗使用240 mm×100 mm×4 mm 的2219-T6 鋁合金板材作為焊接材料，表1 為其化學(xué)成分組成.試驗所用的NRSA-FSW 焊具以及試驗平臺均為中南大學(xué)自行研制，焊接形式為單道對接焊.試驗前，先對FSW 和NRSA-FSW 進(jìn)行工藝窗口探索，本次試驗所用NRSA-FSW 和FSW 的焊接參數(shù)均為主軸轉(zhuǎn)速1 200 r/min，行進(jìn)速度150 mm/min，壓深3.8 mm，NRSA-FSW 和FSW 均使用無傾角焊接.圖1 為NRSA-FSW 焊頭局部示意圖，其中攪拌頭的軸肩寬度為9.8 mm，攪拌針頂部直徑為3.5 mm，根部直徑為4 mm，針長3.8 mm，外部的輔助靜止軸肩直徑為12.6 mm.焊接前，使用銑刀對板材對接面進(jìn)行銑削處理，從而保證對接貼合無縫隙，并使用角磨機打磨材料上下表面去除其氧化膜.

表1 2219-T6 鋁合金化學(xué)成分表Tab.1 Chemical compositions of 2219-T6 aluminum alloy %

圖1 NRSA-FAW 焊頭局部示意圖（單位：mm）Fig.1 Partial schematic diagram of NRSA-FAW tool（unit：mm）

本次分析試驗是材料在焊后自然時效7 d 后進(jìn)行的.垂直于焊縫截取拉伸樣和金相試樣，由凱勒試劑（2 mL HF+3 mL FCL+5 mL HNO3+190 mL H2O）腐蝕后借助超景深三維顯微鏡觀察和分析焊縫宏觀形貌以及接頭各區(qū)域的顯微組織.顯微硬度測試采用數(shù)字式顯微硬度計，試驗加載載荷為500 g、加載時間為15 s；拉伸試驗采用電子萬能試驗機，其拉伸速度為2 mm/min.拉伸試驗結(jié)束后，截取試樣焊核部分將其兩端合并、冷鑲，經(jīng)打磨腐蝕后使用超景深三維顯微鏡對拉伸斷裂位置進(jìn)行分析；使用場發(fā)射掃描電鏡觀察接頭拉伸斷口形貌并對接頭橫截面粗大顆粒分布進(jìn)行分析；使用X 射線能譜分析儀（Energy Dispersive Spectrometer，EDS）分析材料粗大顆粒元素組成.

2 試驗結(jié)果和分析

2.1 焊縫表面成形

圖2（a）（b）為NRSA-FSWRF 和FSW 的焊縫接頭表面形貌.圖2（c）（d）為NRSA-FSW 和FSW 光學(xué)表面輪廓分析圖.NRSA-FSW 接頭寬度為11.8 mm，尺寸大于內(nèi)部動軸肩，小于外部靜止軸肩，F(xiàn)SW 焊縫寬度為9.8 mm，與軸肩寬度一致.在圖2（a）（b）中可以看到，F(xiàn)SW 接頭沿焊縫走向為分布規(guī)律的半圓弧狀“魚鱗紋”結(jié)構(gòu)，圓弧直徑與軸肩直徑一致，焊縫兩側(cè)有少量飛邊.NRSA-FSW 接頭表面相對光滑，成形良好，沿焊接行進(jìn)方向有輕微刮擦痕跡.FSW 在焊接行進(jìn)過程中，攪拌頭會存在短暫的停留，停留期間材料表層塑性材料會從攪拌頭外緣擠壓出來，在后退側(cè)形成半圓形疊紋的“魚鱗紋”[8].NRSA-FSW 焊接過程中隨著焊接的行進(jìn)，由于后方輔助靜止軸肩的平動，會將前方動軸肩新生成的魚鱗紋抹平，繼而形成相對光滑的焊接面.

NRSA-FSW 焊接過程中，內(nèi)部轉(zhuǎn)動攪拌頭、輔助靜軸肩、母材、底部墊板之間會形成封閉的擠壓模.外部靜軸肩可以將塑性金屬材料封閉在擠壓模內(nèi)，外部靜軸肩在頂鍛、擠壓和回填由內(nèi)部旋轉(zhuǎn)焊頭擠出的金屬而形成焊縫的過程中起到關(guān)鍵作用，幾乎不會產(chǎn)生因擠壓模內(nèi)塑性金屬外溢而造成飛邊[9-10].焊接方向選取檢測線，由圖2（c）（d）可以看出，NRSA-FSW 表面呈現(xiàn)平滑曲線，而FSW 表面則呈現(xiàn)出波紋狀曲線.沿著焊接方向為橫坐標(biāo)，板厚方向為縱坐標(biāo)，選取中間段曲線相對平穩(wěn)部分橫坐標(biāo)在100 μm 范圍內(nèi)，NRSA-FSW 縱坐標(biāo)波動范圍為3～7 μm，而FSW 波動范圍為20～25 μm，可見NRSA-FSW 可顯著提高焊接表面平整度.

圖2 焊縫表面成形及光學(xué)表面輪廓分析圖Fig.2 The appearance of the joint and optical surface profile analysis diagram

2.2 焊縫接頭組織分析

圖3（a）為NRSA-FSW 超景深三維顯微鏡下的接頭顯微組織圖像，焊縫整體形貌呈現(xiàn)上寬下窄的“U”狀.接頭由位于焊縫中心的NZ、NZ 兩側(cè)熱機影響區(qū)（Thermo-Mechanically Affected Zone，TMAZ）和TMAZ 外側(cè)的熱影響區(qū)（Heat Affected Zone，HAZ）以及母材區(qū)（Base-Metal，BM）組成.在NZ 可以觀察到層狀疊加的洋蔥環(huán)組織.洋蔥環(huán)的形成是由于焊接過程中攪拌針附近材料受到剪切力作用，從攪拌針頂端帶動到攪拌針底端，焊核組織受擠壓形成的帶狀結(jié)構(gòu)[11].

圖3 NRSA-FSW 接頭不同區(qū)域顯微組織及粗大顆粒分布和FSW 接頭顯微組織圖Fig.3 The microstructure and the distribution of coarse particles on NRSA-FSW joint，microstructure of FSW connector

對比金相圖中接頭的前進(jìn)側(cè)（Advancing Side，AS）和后退側(cè)（Retracting Side，RS），可以觀察到前進(jìn)側(cè)的NZ 同TMAZ 分界線更加清晰，后退側(cè)分界線相對模糊，這是因為AS 材料在攪拌針的驅(qū)動下塑性流動方向同焊接行進(jìn)方向相同，但是會同母材產(chǎn)生巨大的剪切流動，而RS 材料的塑性流動會隨攪拌針的旋轉(zhuǎn)匯合在一起，所以AS 材料的塑性流動梯度大于RS 材料，故界限更加明顯[12].

由圖3（b）（d）可以觀察到，NRSA-FSW 接頭前進(jìn)側(cè)TMAZ 寬度較窄，后退側(cè)較寬；TMAZ 晶粒組織沿同一方向被顯著拉長，這是因為在焊接過程中伴隨攪拌針旋轉(zhuǎn)，存在沿著攪拌針輪廓向上的塑性流動，TMAZ 同時受到攪拌針的機械攪拌作用和熱循環(huán)作用，晶粒長大.HAZ 僅受熱循環(huán)作用，晶粒長大[13].BM 組織為軋制態(tài)板材長條狀晶粒，這里母材和HAZ 的界限模糊.從圖3（c）可知，NZ 為細(xì)小的晶粒組織.這種晶粒組織的形成是因為NZ 在攪拌頭的強烈機械攪拌作用下發(fā)生了動態(tài)再結(jié)晶，從而形成細(xì)小的等軸晶粒.圖3（e）（f）為掃描電鏡拍攝的部分AS 和RS，圖中的白色粒子為接頭的粗大第二相顆粒.

圖3（g）為接頭粗大顆粒的EDS 成分分析，其主要由Al、Cu 元素組成，Al 元素的原子百分比占69.5%，Cu 元素的原子百分比占30.5%，判斷第二相粗大顆粒為Al2Cu.從圖3（e）（f）中可以看出Al2Cu粒子在NZ、TMAZ、HAZ 中有所不同，HAZ 中粒子大小不一，分布隨機.TMAZ 中的Al2Cu 粒子沿相同方向呈線狀分布，與TMAZ 的晶粒組織拉長取向一致，受到機械攪拌作用向相同方向被拉長，TMAZ 與NZ的分界明顯.NZ 中Al2Cu 粒子尺寸相對較小，這是由于NZ 受到攪拌針劇烈的機械攪拌破碎作用.

從圖3（e）（f）可以看出存在直徑為10 μm 左右的Al2Cu 顆粒，由奧羅萬強化定律可知，1～100 nm的粒子才對材料的力學(xué)性能具有明顯的強化作用，因此這些粗大的顆粒對合金的強度并不會起到強化作用.同時，粗大顆粒的變形能力與基體存在差異，故粗大顆粒附近容易出現(xiàn)應(yīng)力集中，成為疲勞、斷裂的發(fā)源地[14].

圖3（h）為FSW 顯微組織圖，可以觀察到接頭頂部輪廓呈現(xiàn)鋸齒狀，這是因為FSW 接頭表面存在魚鱗紋，對試樣垂直于焊接行進(jìn)方向截取便會形成這種輪廓特征.由圖3（a）（h）可以發(fā)現(xiàn)，NRSA-FSW 的頂部光滑與BM 高度一致，接頭無減薄，無飛邊，具有較好的表面成形.NRSA-FSW 相比于FSW 接頭具有相對較窄的TMAZ，尤其是在RS.這是由于在焊接過程中靜止軸肩限制了塑性材料垂直方向的上下流動，NRSA-FSW 焊接縱向?qū)恿飨鄬θ跤贔SW.

2.3 焊縫接頭的力學(xué)性能分析

圖4 為FSW 和NRSA-FSW 接頭橫截面顯微硬度分布圖.由圖4（a）（b）可以發(fā)現(xiàn)，F(xiàn)SW 和NRSAFSW 接頭顯微硬度均呈現(xiàn)中間低兩邊高的規(guī)律，焊接區(qū)（NZ、TMAZ、HAZ）顯微硬度明顯低于BM.這種接頭軟化現(xiàn)象是鋁合金FSW 的典型特征[15-16].圖4（a）FSW 接頭中可以看出下部接頭軟化區(qū)最窄，上部的軟化區(qū)最寬，這與接頭金相圖中NZ 上寬下窄的“U”狀形貌相似.

圖4 接頭橫截面顯微硬度分布Fig.4 Microhardness distribution of joint cross section

試驗所取的三種顯微硬度中，F(xiàn)SW 焊縫組織在NZ 距上表面3 mm 的下部平均顯微硬度值最高，距上表面1 mm 的上部最低.這是由于攪拌針為上寬下窄的倒梯形結(jié)構(gòu)，在焊接行進(jìn)過程中，攪拌針底部直徑小，相同時間下底部攪拌針作用時間短，產(chǎn)熱較少，同時接頭底部靠近背部墊板，散熱快，因此底部溫度較低，強化相相對回溶少造成的.FSW 焊縫組織顯微硬度谷值區(qū)域分布在靠近AS 的NZ 以及TMAZ.

圖4（b）為NRSA-FSW 顯微硬度分布圖，接頭同樣呈現(xiàn)“U”型，不過與FSW 相比，NRSA-FSW 接頭軟化區(qū)域較寬.這是由于在焊接行進(jìn)的過程中，雖然NRSA-FSW 內(nèi)部旋轉(zhuǎn)攪拌頭與FSW 攪拌頭產(chǎn)生的熱量相同，但NRSA-FSW 外部輔助靜止軸肩的存在會對工件表面附加強大的壓強，在焊接行進(jìn)過程中靜軸肩會與工件表面產(chǎn)生滑動摩擦以及會為工件表層材料帶來塑性形變，靜軸肩產(chǎn)熱大于表面接觸散熱，因此，NRSA-FSW 相比FSW 的溫度峰值較高，HAZ 的范圍大，所以NRSA-FSW 產(chǎn)生較寬的接頭軟化區(qū).NRSA-FSW 焊縫組織顯微硬度較低值區(qū)域分布在NZ.對比圖4（a）（b）可以發(fā)現(xiàn)，F(xiàn)SW 焊核區(qū)上中下顯微硬度分層明顯，NRSA-FSW 焊核區(qū)不存在明顯的顯微硬度分層現(xiàn)象，安裝外部靜止軸肩輔助有助于提高NZ 顯微硬度的均勻性.從圖4（c）（d）（e）可以觀察到，在距上表面1 mm 的上部，NRSAFSW 在NZ 的平均顯微硬度要高于FSW，距上表面2 mm 的中部，二者平均顯微硬度相近，距上表面3 mm 下部，NRSA-FSW 平均顯微硬度要低于FSW.

在相同轉(zhuǎn)速、行進(jìn)速度和壓深的情況下，NRSAFSW 和FSW 的拉伸曲線圖如圖5 所示，NRSA-FSW和FSW 的平均抗拉強度分別為323 MPa 和333 MPa.2219-T6 焊接母材的抗拉強度為448 MPa，NRSA-FSW 和FSW 抗拉強度分別達(dá)到母材的72%和74%.由此可以看出，NRSA-FSWRF 在抗拉強度上略低于FSW，總體相差不大.

圖5 拉伸曲線圖Fig.5 Stretching graph

2.4 斷口分析

圖6 為FSW 和NRSA-FSW 接頭斷裂位置圖.圖6（a）FSW 的斷裂是從底部AS 位置沿著TMAZ輪廓向上45°斷裂，這與顯微硬度分布一致.圖6（b）NRSA-FSW 的斷裂位置為從底部中央開始斷裂，向AS 方向傾斜45°，在顯微硬度相對較低的NZ 斷裂，分析認(rèn)為這是由于外部輔助靜止軸肩的安裝，使得（內(nèi)部動）軸肩的下壓量相比FSW 軸肩下壓量小，同時由于NRSA-FSW 使用無傾角焊接使得最底層材料受熱弱連接的薄層，拉伸時由底部弱連接的板材對接線處開始產(chǎn)生裂紋，沿顯微硬度相對較低的NZ擴(kuò)展，最終形成與加載方向呈45°的斷裂面.

圖6 接頭斷裂位置Fig.6 Fracture location of tensile specimen

圖7（a）（b）為FSW 和NRSA-FSW 接頭在放大500 倍時拉伸斷口形貌的SEM 顯微照片，拍攝于斷口中心位置，如圖7（c）所示.可以看出，兩者的斷口處均存在大量韌窩和撕裂棱，呈現(xiàn)出典型的韌性斷裂特征，韌性斷裂過程是微孔形成與聚集的過程.拉伸過程中在切應(yīng)力作用下位錯的塞積運動形成了微孔，微孔不斷長大并與其他微孔聚合在一起形成裂紋，裂紋不斷擴(kuò)展最終使焊縫發(fā)生斷裂.所不同的是，F(xiàn)SW 的焊縫斷口中韌窩尺寸較小、數(shù)量更多且相對均一，從而減少了韌窩之間滑移帶的數(shù)量，縮小了局部應(yīng)力集中，從而表現(xiàn)出相對較好的拉伸性能.

圖7 斷口SEM 掃描Fig.7 SEM micrographs of fracture surface

3 結(jié)論

1）NRSA-FSW 在焊接過程中的外部靜止軸肩平動刮擦作用可顯著提高焊縫表面平整度，相對于FSW，NRSA-FSW 焊縫成形美觀，焊縫表面相對光滑、無魚鱗紋和飛邊，接頭無減薄.

2）安裝外部靜止軸肩輔助有助于提高NZ 顯微硬度的均勻性，同時NRSA-FSW 接頭軟化區(qū)相比FSW 有所增加.FSW 顯微硬度較低值分布在靠近AS的NZ 以及前進(jìn)側(cè)TMAZ，NRSA-FSW 出現(xiàn)在NZ.

3）在攪拌頭轉(zhuǎn)速為1 200 r/min、焊接行進(jìn)速度為50 mm/min、軸肩壓深3.8 mm 均相同的情況下，NRSA-FSW 和FSW 的平均抗拉強度分別為323 MPa 和333 MPa，抗拉強度相近.