賈志芳，田董擴(kuò)，白云龍

承德應(yīng)用技術(shù)職業(yè)學(xué)院，河北 承德 067000

0 引言

鋁合金被廣泛應(yīng)用于高速列車、地鐵列車、雙層列車和汽車車體中，成為實(shí)現(xiàn)運(yùn)輸工具輕量化的主要材料［1］。作為結(jié)構(gòu)材料，根據(jù)實(shí)際工況的性能需求、制造工藝和成本因素，需要針對(duì)不同部位選用適當(dāng)?shù)牟牧?。例如，飛機(jī)制造中采用7xxx系鋁合金縱梁與2xxx系鋁合金機(jī)身蒙皮連接，5xxx系和6xxx系鋁合金分別作為汽車車身內(nèi)板和外板的材料進(jìn)行連接。在實(shí)際應(yīng)用中，不可避免地會(huì)遭遇異種鋁合金的連接問題［2-4］。

目前，異種鋁合金焊接技術(shù)主要有攪拌摩擦焊、激光焊和氬弧焊等［5］。傳統(tǒng)熔化焊方法容易產(chǎn)生脆性相、凝固裂紋和孔洞等缺陷，而攪拌摩擦焊則能有效避免這些問題［6-8］。隨著對(duì)材料的要求越來越高，對(duì)異種鋁合金攪拌摩擦焊焊接接頭性能和耐腐蝕性研究也越來越多，主要有2024/7075、6063/3A21、5083/7075、2024/5083等［9-11］。

本文對(duì)5083-OT與6005A-T6在不同焊接工藝參數(shù)下進(jìn)行攪拌摩擦焊接，研究不同參數(shù)下的5083-OT/6005A-T6異種鋁合金FSW接頭微觀結(jié)構(gòu)和力學(xué)性能，分析焊接參數(shù)對(duì)其微觀組織和力學(xué)性能的影響規(guī)律，為進(jìn)一步擴(kuò)大異種合金攪拌摩擦焊在各領(lǐng)域的應(yīng)用提供理論依據(jù)與技術(shù)支持。

1 試驗(yàn)材料和方法

試驗(yàn)材料為尺寸300 mm×150 mm×3 mm的5083-OT與6005A-T6鋁合金軋制板材，其化學(xué)成分如表1所示。采用對(duì)接方式，焊接方向平行于軋制方向，6005A板材置于前進(jìn)側(cè)（Advancing side，AS），5083-OT板材置于后退側(cè)（Retreating side，RS），采用 FSW-LM-BM16-2D 龍門式攪拌摩擦焊設(shè)備，攪拌針長2.8 mm，攪拌頭傾角為5°。具體各組焊接參數(shù)如表2所示。

表1 母材化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%）Table 1 Chemical compositions of base metal（wt.%）

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

焊接完成后，沿垂直于焊縫方向上截取金相試件，經(jīng)砂紙粗磨、機(jī)械拋光，采用Keller’s試劑進(jìn)行化學(xué)腐蝕后在蔡司Axiovert.A1金相光學(xué)顯微鏡上觀察試樣的微觀組織；通過XRD分析焊接接頭交界處金屬間化合物的生成，按GB/T228—2002要求在5982電子萬能材料試驗(yàn)機(jī)上檢驗(yàn)焊接接頭力學(xué)性能。顯微硬度測(cè)試在TMVS-1型顯微硬度計(jì)上進(jìn)行，加載載荷200 g，停留時(shí)間10 s，測(cè)試位置是沿橫截面厚度中心方向，間隔為 0.5 mm。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 宏觀形貌

不同焊接參數(shù)下的接頭橫截面宏觀形貌如圖1所示，其焊接參數(shù)與表2對(duì)應(yīng)?？梢钥闯龊缚p中間出現(xiàn)明顯的分界線，焊核區(qū)材料由前進(jìn)側(cè)向后退側(cè)流動(dòng)，且前進(jìn)側(cè)材料占主要部分。

圖1 焊接接頭宏觀形貌Fig.1 Macro morphology of welding joint

焊核區(qū)上部材料的流動(dòng)模式主要取決于軸肩與工件之間的摩擦，使后退側(cè)5083鋁合金流動(dòng)條紋延伸到了前進(jìn)側(cè)；而在焊縫底部，材料的流動(dòng)由攪拌針的旋轉(zhuǎn)擠壓控制，造成底部主要由6005A鋁合金組成。如圖1b、1c、1d所示，在焊縫下部出現(xiàn)了微孔缺陷，圖1b是由于攪拌針軸肩相對(duì)較小，使得攪拌頭與工件摩擦產(chǎn)生的摩擦熱較低，焊縫金屬塑性較差，流動(dòng)能力不足以使其充分填充攪拌頭留下的空腔，從而形成微孔［13］；圖1c、1d產(chǎn)生的微孔是由于攪拌針的偏置使得材料受熱不均勻未能充分流動(dòng)，造成結(jié)合區(qū)域出現(xiàn)空腔；如圖1a、1e、1f所示，焊接接頭無明顯缺陷，但圖1a和圖1e焊縫區(qū)金屬存在明顯的分界線，而圖1f中焊縫金屬充分混合。這是由于焊接熱輸入量降低，焊縫金屬的塑性較差，不能在攪拌頭的作用下將大塊鋁合金打碎，導(dǎo)致形成明顯的分界線。說明只有在焊速、轉(zhuǎn)速等工藝參數(shù)相匹配的情況下，才能得到成形良好、組織致密的5083/6005A異種材料攪拌摩擦焊對(duì)接接頭。

2.2 金相組織

由圖1f可知，在焊接速度800 mm/min、偏移量0 mm、攪拌頭軸肩直徑14 mm條件下所獲FSW接頭處兩種材料混合更充分，接頭性能較好。對(duì)其進(jìn)行金相組織觀察，如圖2所示。

圖2 焊接接頭組織形態(tài)Fig.2 Microstructure of welding joint

圖2a和圖2b分別為5083、6005A母材的微觀組織形貌，母材晶粒粗大，有明顯的拉長痕跡。圖2c和圖2d分別為5083/6005A攪拌摩擦焊接頭熱機(jī)影響區(qū)組織形貌，晶粒取向與軋制方向成一定角度，在焊接過程中同時(shí)受到焊接熱循環(huán)和攪拌針的機(jī)械攪拌作用，晶粒發(fā)生了彎曲和拉長，并發(fā)生回復(fù)。但由于熱機(jī)影響區(qū)距離攪拌針較遠(yuǎn)，受到的攪拌針攪拌作用遠(yuǎn)小于焊核區(qū)組織的，且溫度低，沒有發(fā)生再結(jié)晶。因?yàn)榍斑M(jìn)側(cè)受到的機(jī)械攪拌作用力大于后退側(cè)，塑性變形較大而且流動(dòng)性也相對(duì)較好，所以前進(jìn)側(cè)熱機(jī)影響區(qū)晶粒變形大于后退側(cè)熱機(jī)影響區(qū)［13］。圖2e、圖2f分別為5083/6005A接頭焊核區(qū)的低倍和高倍組織，晶粒細(xì)小、等軸、無方向性并且分布均勻，并且焊核區(qū)的兩種金屬呈現(xiàn)河流狀與漩渦狀花樣。焊接過程中，攪拌針不僅旋轉(zhuǎn)產(chǎn)熱，使母材達(dá)到塑性狀態(tài)，而且沿焊接方向有相對(duì)運(yùn)動(dòng)，使焊縫金屬產(chǎn)生塑性流動(dòng)，并隨攪拌頭的旋轉(zhuǎn)而流動(dòng)，在攪拌頭的驅(qū)動(dòng)下從焊縫的一側(cè)移到另一側(cè)，并且在焊接熱循環(huán)作用下發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶。由于焊核區(qū)是受攪拌針機(jī)械作用最大的區(qū)域，發(fā)生再結(jié)晶的晶粒來不及長大就在攪拌針的作用下發(fā)生破碎，形成等軸、細(xì)小的晶粒。

2.3 焊接接頭XRD分析

針對(duì)表2中6#接頭焊核區(qū)交界處進(jìn)行XRD分析，其結(jié)果如圖3所示，界面主要元素為Al，含有少量的Mg元素及Mg2Si強(qiáng)化相，無明顯脆性金屬間化合物生成。攪拌摩擦焊是固相焊接，熱輸入量較低，焊接過程中金屬未達(dá)到熔點(diǎn)，從而避免了冶金反應(yīng)，減少了金屬間化合物的生成。脆性金屬間化合物是導(dǎo)致接頭性能降低的不利因素，阻礙鋁鎂界面的結(jié)合，而且中間化合物層的厚度會(huì)降低焊縫物理性能，所以異種金屬的攪拌摩擦焊接需要注意控制金屬間化合物的生成。

圖3 接頭交界處X射線衍射圖Fig.3 X-ray diffraction pattern of joint junction

2.4 偏移量對(duì)接頭硬度分布的影響分析

針對(duì)表2中1#、2#和3# 三組不同偏移量的試樣進(jìn)行硬度分析，硬度分布曲線如圖4所示。焊接接頭的熱影響區(qū)硬度值較低，最低值出現(xiàn)在6005A側(cè)熱影響區(qū)，主要是因?yàn)闊嵊绊憛^(qū)位錯(cuò)密度的減少和晶粒尺寸的增加而變成了薄弱環(huán)節(jié)，導(dǎo)致硬度值降低。焊核區(qū)的硬度值稍高的原因是該部分材料在攪拌頭的強(qiáng)烈作用下，產(chǎn)生較大的塑性變形，組織發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，形成等軸晶粒；熱機(jī)影響區(qū)受到攪拌頭和熱循環(huán)的雙重作用，發(fā)生塑性變形和再結(jié)晶，促進(jìn)二相粒子的聚集長大，導(dǎo)致硬度值低于焊核區(qū)硬度［14］。隨著偏移量的增加，由于6005A系鋁合金在焊接接頭占比增多，二相粒子增長，使得焊核區(qū)和后退側(cè)熱機(jī)影響區(qū)硬度值降低。

圖4 不同偏移量下焊接接頭硬度分布曲線Fig.4 Hardness distribution curve of welding joint under different offsets

2.5 工藝參數(shù)對(duì)拉伸性能的影響

不同焊接參數(shù)下的焊接接頭力學(xué)性能如圖5所示。當(dāng)保持其他參數(shù)不變、攪拌頭軸肩直徑的增大時(shí)，攪拌頭與工件摩擦接觸面積增大，焊接熱輸入量增加，促進(jìn)了焊縫區(qū)塑性金屬流動(dòng)，導(dǎo)致其抗拉強(qiáng)度增大，但是過大的軸肩直徑使焊接接頭發(fā)生軟化，降低了抗拉強(qiáng)度，所以其抗拉強(qiáng)度隨著軸肩直徑的增大呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)。但是攪拌針直徑的增加，又使得熱影響區(qū)增大發(fā)生了晶粒細(xì)化，從而使得屈服強(qiáng)度降低，延伸率增加。隨著攪拌針偏移量的增加，其抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度、延伸率均逐漸減小，主要是其改變了異種鋁合金的對(duì)接位置，降低了其流動(dòng)性，最終影響接頭組織，使力學(xué)性能降低。當(dāng)焊接速度為600 mm/min、軸肩直徑為12 mm、偏移量為0 mm時(shí)接頭性能最好，抗拉強(qiáng)度為245 MPa，為6005A母材的86%，屈服強(qiáng)度為165 MPa，為6005A母材的67%，延伸率為5.67%，為6005A母材的40.5%。

圖5 不同焊接參數(shù)下的力學(xué)性能Fig.5 Mechanical properties under different welding parameters

3 結(jié)論

（1）針對(duì)5083/6005A異種鋁合金進(jìn)行攪拌摩擦焊對(duì)接焊，接頭表面成形良好；焊縫中間出現(xiàn)明顯的分界線，焊核區(qū)材料由前進(jìn)側(cè)向后退側(cè)流動(dòng)，焊縫中間出現(xiàn)明顯的分界線，由于軸肩與工件之間的摩擦，使得后退側(cè)5083鋁合金流動(dòng)條紋延伸到了前進(jìn)側(cè)；由攪拌針的旋轉(zhuǎn)擠壓控制，造成底部主要由6005A鋁合金組成。

（2）焊核區(qū)兩種金屬呈現(xiàn)河流狀與漩渦狀花樣，發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶形成細(xì)小的等軸晶組織。熱影響區(qū)組織僅受到熱循環(huán)的作用，晶粒略有粗大。前進(jìn)側(cè)受到的機(jī)械攪拌作用力大于后退側(cè)，塑性變形較大而且流動(dòng)性也相對(duì)較好，所以前進(jìn)側(cè)熱機(jī)影響區(qū)晶粒變形大于后退側(cè)熱機(jī)影響區(qū)。接頭交界處含有少量的Mg元素及Mg2Si強(qiáng)化相，無明顯脆性金屬間化合物生成。

（3）隨著偏移量的增加，6005A系鋁合金在焊接接頭占比增加，二相粒子增長，使得焊核區(qū)和后退側(cè)熱機(jī)影響區(qū)硬度值降低，最低值出現(xiàn)在6005A側(cè)熱影響區(qū)為58 HV，其抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度、延伸率均逐漸減小，當(dāng)焊接速度為600 mm/min、軸肩直徑為12 mm、偏移量為0 mm時(shí)接頭性能最好；抗拉強(qiáng)度為245 MPa，屈服強(qiáng)度165 MPa，延伸率5.67%。