李文曉，范美華，徐曉霞，蒲 炯，張 磊，胡 霞

(航天工程裝備(蘇州)有限公司,江蘇 蘇州 215200)

攪拌摩擦焊(friction stir welding,FSW)是1991年英國焊接研究所(the welding institute,TWI)發(fā)明的一種主要用于輕合金的新型固相焊接技術[1]。相較于傳統(tǒng)熔化焊，F(xiàn)SW焊接時不填絲、無須保護氣體，不產(chǎn)生輻射、飛濺及弧光，焊后變形小，組織均勻細化，不易產(chǎn)生氣孔、氧化等缺陷，焊縫成形美觀且綜合力學性能較佳，已廣泛用于軌道交通、汽車、航空航天和船舶等領域[2-6]。

FSW可進行多種接頭形式的連接，目前在實際工程中應用最多的接頭形式為對接和搭接。國內(nèi)外已對FSW對接接頭的焊接工藝、缺陷、組織和力學性能進行大量研究[7-8]，但FSW搭接接頭的相關研究較少。FSW搭接接頭可以替代傳統(tǒng)鉚接結構，減重、提高生產(chǎn)效率，在航空領域有廣闊的應用前景，受到航空制造領域的廣泛關注。與對接接頭不同，在進行FSW搭接焊接時，在焊接接頭邊緣的搭接界面處，極易產(chǎn)生類似裂紋的弱連接區(qū)域，應力集中嚴重，顯著降低搭接接頭的抗拉強度與疲勞強度。

接頭形式是FSW工程化應用過程中首先要考慮的問題，對FSW的產(chǎn)品設計及性能優(yōu)化有重要的指導意義。但何種接頭形式最有利于FSW的運用，最能發(fā)揮出FSW的優(yōu)勢，行業(yè)內(nèi)始終沒有確切的定論。本試驗采用不同接頭形式對6061-T6鋁合金進行FSW焊接，研究兩種接頭成形及力學性能的差異，為FSW技術在新興行業(yè)的工程化應用提供試驗數(shù)據(jù)支持。

1 試驗方法

試驗材料為6061-T6鋁合金中空型材，壁厚為2 mm，型材厚度為10 mm，化學成分如表1所示。

表1 6061-T6鋁合金型材化學成分(質(zhì)量分數(shù)/%)Table 1 Chemical composition of 6061-T6 aluminum alloy profile(wt/%)

在航天工程裝備(蘇州)有限公司制造的二維FSW設備上進行焊接試驗，攪拌頭軸肩直徑為12 mm，攪拌針針端直徑3.5 mm，針長3 mm。試驗中對接FSW直接在總厚度為10 mm的6061-T6鋁合金型材上進行，搭接FSW在上述對接型材板上保留上下面壁板進行。焊接過程如圖1所示。

圖1 不同接頭形式的攪拌摩擦焊接示意圖 Fig.1 Schematic diagram of friction stir welding of different joint forms

焊后按照ISO25239-4進行宏觀檢測。采用OLYMPUS-SZ61體式顯微鏡觀察焊接接頭橫截面。對焊接接頭進行陽極覆膜，然后采用OPTEC-MDS400倒置金相顯微鏡對焊接接頭各個區(qū)域進行觀察。按照GB/T 2654-2008進行硬度試驗，通過Wilson-Wolpert 401MVD顯微維氏硬度計測試焊接接頭橫截面的顯微硬度，測試加載載荷為1 N，加載時間為10 s，從焊縫中心向兩側母材方向測定，硬度點間距為1 mm，硬度測量范圍包含焊縫所有區(qū)域。按照GB/T2651-2008用AG-XPLUS 100 kN電子萬能試驗機進行室溫拉伸試驗，加載速率為5 mm/min。試驗工藝參數(shù)如表2所示。

表2 焊接工藝參數(shù)Table 2 Welding process parameters

2 試驗結果與分析

2.1 焊接接頭成形差異

焊后接頭橫截面形貌如圖2所示。由圖2可知，焊接接頭宏觀形貌呈現(xiàn)明顯的“U”形，由母材區(qū)(BM)、熱影響區(qū)(HAZ)、熱機影響區(qū)(TMAZ)和焊核區(qū)(NZ)組成。由圖2a可看出，對接接頭焊核區(qū)存在一條明顯的“S”形的黑色折線，此線是由于氧化層在焊接過程中被攪拌針攪碎后不能與母材結合在一起而產(chǎn)生的缺陷[7-8]。圖2a中接頭上部“S”線沿前進側(advancing side,AS)方向延伸，偏移焊縫中心線3.87 mm；接頭下部“S”線沿后退側(retreating side, RS)方向延伸，偏移焊縫中心線1.15 mm。在垂直方向上，焊縫底部受攪拌針攪拌旋轉作用，在攪拌區(qū)底部與未焊接區(qū)域間存在弱結合缺陷，即因界面變形而產(chǎn)生類似裂紋狀的未焊區(qū)。

由圖2b可看出，焊核區(qū)內(nèi)部材料結合較好；在搭接面水平方向上，能夠清晰地看到焊核區(qū)與非焊核區(qū)之間的界面均存在變形遷移。在AS一端，熱機影響區(qū)內(nèi)原界面向下發(fā)生變形遷移形成Hook缺陷，偏移高度為0.16 mm，焊核區(qū)內(nèi)原界面向下發(fā)生變形遷移形成“S”線；在RS一端，焊核區(qū)內(nèi)原界面在攪拌針的攪拌作用下，并未完全打碎融入焊縫組織內(nèi)，而是在強烈的攪拌作用下，界面向上偏移，原界面向上發(fā)生變形遷移形成冷搭接缺陷，偏移高度為0.45 mm，寬度為1.73 mm。

圖2 不同接頭形式的宏觀組織形貌Fig.2 Macrostructures of different joint forms

圖3為對接、搭接接頭在圖2中a、b、c處高倍組織。由圖3a可看出，“S”線在焊核區(qū)上部因軸肩和攪拌針的攪拌作用發(fā)生劇烈塑性變形，此處“S”線的來源除對接面氧化物外還包括軸肩面的氧化物，因此“S”線比圖3b和3c更明顯。由圖3b可看出，在焊核區(qū)中部因受到攪拌針攪拌作用明顯，“S”線呈斷續(xù)狀態(tài)。由圖3c可看出，“S”線從對接界面未焊接區(qū)域一直延伸至焊核區(qū)，呈連續(xù)分布。在焊核區(qū)，攪拌針底部熱量較低，對接面上的氧化物未能被完全打碎，形成比較明顯的鋸齒狀特征。在TMAZ區(qū)，對接界面受攪拌針攪拌作用與焊接熱循環(huán)作用，使得位于底部TMAZ區(qū)的界面發(fā)生明顯的彎曲變形。

圖3 圖2中不同接頭形式a、b、c處放大的組織形貌Fig.3 Enlarged structure morphology of different joint forms of locations a,b and c in Fig.2

由圖3d可看出，在TMAZ處，搭接界面受攪拌針攪拌作用與焊接熱循環(huán)作用，使得搭接界面發(fā)生明顯的彎曲變形，形成不同形態(tài)的Hook缺陷與冷搭接缺陷，在AS側，材料受到攪拌針的作用向下流動，所以AS側Hook缺陷向下偏移，結束于AS側焊核區(qū)。這是因為Hook缺陷是原始搭接界面遷移形成的，焊核區(qū)受到攪拌針劇烈的攪拌作用，hook缺陷消失。從圖3f可看出，在RS側，材料向上流動，RS側Hook缺陷向上偏移，與內(nèi)部冷搭接缺陷相連，冷搭接缺陷向左一直延伸至焊縫內(nèi)部后，受到NZ內(nèi)部強烈攪拌作用消失。

2.2 不同接頭形式硬度對比

不同接頭的顯微硬度分布曲線如圖4所示。由圖4可知，接頭硬度均呈“W”形分布，母材硬度最高，隨著到NZ區(qū)距離的減小，接頭硬度不斷變小，直至熱影響區(qū)硬度達到最小，到焊核區(qū)硬度開始升高，約為55 HV。這是因為在攪拌摩擦焊接過程中，NZ焊接時受攪拌針攪拌作用發(fā)生動態(tài)再結晶，晶粒細小但強化相溶解，后一處焊縫對前一處相當于時效作用，強化相析出，使NZ的顯微硬度略低于母材的。TMAZ雖受到攪拌針攪拌作用與焊接熱循環(huán)，但攪拌作用比不上NZ的，發(fā)生回復作用，強化相聚集、粗化，使TMAZ的顯微硬度較NZ的有所降低。HAZ受到熱循環(huán)作用，強化相部分溶解、尺寸增加，導致組織過時效、晶粒粗化，硬度降低。RS側的材料軟化程度比AS側的更明顯，因此在RS側熱影響區(qū)硬度最小，約為47 HV。

圖4 不同接頭形式的顯微硬度分布Fig.4 Microhardness distribution of different joints

比較兩種接頭的顯微硬度，相比母材，硬度均出現(xiàn)一定程度的軟化，且在焊核區(qū)硬度最高。而在TMAZ與HAZ，尤其是在HAZ，搭接接頭的硬度相對較低，軟化程度高。這是由于相同參數(shù)下，對接接頭存在裝配間隙和錯邊，客觀上減少了焊接熱輸入；而搭接接頭不存在裝配問題，熱輸入相對較大，接頭軟化也更明顯。

2.3 不同接頭形式力學性能對比

不同焊接接頭的橫向力學性能如表3所示。從表3可知，對接接頭的平均抗拉強度為188 MPa，約為母材強度的78%；搭接接頭的平均抗拉強度為80 MPa，約為母材強度的33%。

表3 不同焊接接頭形式的力學性能Table 3 Mechanical properties of different welded joint forms

6061-T6鋁合金不同接頭形式下焊后拉伸照片如圖5所示。

圖5 兩種典型的斷裂接頭宏觀形貌Fig.5 Macro morphologies of two typical fracture joints

由圖5可知，對接接頭斷裂位置在RS側熱影響區(qū)硬度最小處，搭接接頭斷裂位置位于搭接區(qū)并非在硬度最小處。由圖5a可看出，對接接頭拉伸過程中受到的是正應力，斷口處存在縮頸現(xiàn)象，斷裂位置在RS側熱影響區(qū)，并非在“S”線處。這是因為6061-T6鋁合金為熱處理強化鋁合金，熱影響區(qū)出現(xiàn)明顯軟化現(xiàn)象，成為對接接頭薄弱部位。由圖5b可知，搭接接頭在進行拉伸試驗時受到剪切力，接頭兩側對接面發(fā)生明顯的翹曲變形，斷裂位置位于搭接面。搭接接頭斷裂微觀形貌如圖6所示。接頭由于界面存在Hook缺陷及冷搭接缺陷，在拉伸過程中受力使得裂紋從RS側搭接界面沿Hook缺陷及冷搭接缺陷向焊縫內(nèi)部擴展，成為主導焊縫失效的裂紋源，當裂紋擴展到焊核區(qū)AS側時，內(nèi)部區(qū)域所在截面的應力不斷增加，當材料承受不住拉伸載荷時，試樣斷裂。從圖6中可以看出，AS側裂紋未沿著Hook缺陷方向擴展，這表明搭接接頭力學性能受RS側Hook缺陷及冷搭接缺陷的影響較大，與接頭軟化關系不大。

圖6 搭接接頭的斷裂微觀形貌Fig.6 Macro fracture morphologies of tap joints

對接接頭拉伸斷口宏觀及指定區(qū)域的SEM形貌照片如圖7所示。由圖7a可看出，斷口為典型的纖維狀，形貌較平整，色澤灰暗，未發(fā)現(xiàn)結晶顆粒，斷口邊緣存在輕微塑性變形，形成不完整的剪切唇。由圖7b可看出，斷口中心發(fā)現(xiàn)大量明顯的大小不一、深淺不同的韌窩，且韌窩尺寸較大，韌窩周圍存在較薄的撕裂棱。在拉伸過程中，斷口表面應力使垂直于主應力的接頭中心處形核的纖維空隙向四周均勻長大，最終形成等軸的韌窩[7-8]，屬于韌性斷裂。

圖7 對接接頭拉伸斷口宏觀及SEM照片F(xiàn)ig.7 Macro and SEM photos of the tensile fracture of the butt joint

搭接接頭拉伸斷口SEM形貌如圖8a所示，斷口呈明顯的三層組織形貌。由圖8b可知，位置a處的焊縫斷口形貌呈條帶狀，斷口平整沒有發(fā)生劇烈變形，無明顯韌窩特征。由圖8c中可以看出，位置b處可以發(fā)現(xiàn)粗大的“螺旋體”，“螺旋體”是由于材料縱向流動性不充分導致的，斷口韌窩為拉伸狀，韌窩小而且淺。圖8d可看出，因在焊縫兩側受到剪切應力，在靠近裂紋的c處焊縫中也發(fā)現(xiàn)明顯的條狀，局部之間存在大小不一的韌窩，斷口特征為韌、脆混合性斷口[11]。

圖8 搭接接頭拉伸斷口宏觀及SEM照片F(xiàn)ig.8 Macro and SEM photos of the tensile fracture of the lap joints

3 結 論

1)焊接條件一定時，對接與搭接接頭宏觀形貌均呈“U”形，無明顯差異。對接接頭焊核區(qū)有明顯的“S”線，焊縫底部焊接區(qū)域與未焊區(qū)域存在弱結合缺陷；搭接接頭AS側TMAZ原界面向下變形遷移形成Hook缺陷，NZ原界面向下變形遷移形成“S”線，RS側NZ原界面向上變形遷移形成冷搭接缺陷。

2)兩種焊接接頭的硬度均呈“W”形分布，搭接接頭的軟化程度比對接接頭的稍嚴重。

3)對接、搭接接頭橫向平均抗拉強度分別為188 MPa和80 MPa。對接接頭斷裂位置在RS側熱影響區(qū)硬度最小處，并非在“S”線處；搭接接頭斷裂位置在搭接處，并非在接頭硬度最小處，裂紋沿著冷搭接缺陷及Hook缺陷擴展。

4)對接接頭拉伸斷口屬于韌性斷裂，搭接接頭拉伸斷口屬于韌、脆混合型斷裂。