鋁合金2024-T4攪拌摩擦焊搭接接頭組織與性能分析

徐效東， 楊新岐， 周 光， 佟健華

（1.天津大學材料科學與工程學院天津市現代連接技術重點實驗室，天津300072;2.中國攪拌摩擦焊中心北京賽福斯特技術有限公司，北京 100024）

攪拌摩擦焊（FSW）作為一種新型的固相連接技術［1］，引起了國內外學者的廣泛關注。在航空航天等工程實際結構制造領域，搭接接頭是關鍵的連接形式之一，如傳統的飛機機身蒙皮、加筋板、機翼框架等［2］。2XXX和7XXX系列高強鋁合金在航空工業中具有廣泛的應用，當采用TIG或者激光等傳統熔焊方法焊接時，接頭強度低且變形嚴重，難以取代結構復雜、加工費時的鉚接接頭。FSW的出現解決這一難題提供新途徑，可使飛機結構簡單化、減輕重量并且提高結構的可靠性［3］。

FSW搭接接頭分為四個區域:母材區（BM）;焊核區（NZ）;熱力影響區（TMAZ）和熱影響區（HAZ），各區之間晶粒大小不一，具有不同的組織結構［4，5］。FSW搭接接頭在搭接界面的焊縫邊緣存在兩個類似裂紋的未焊接區域（弱連接缺陷），該缺陷造成搭接接頭有效截面積減小，從而影響接頭強度，尤其是疲勞強度。Fersini［3］指出搭接接頭靜載強度較高，但是疲勞強度卻僅有靜載強度的15%左右。Ericsson［6］通過研究發現采用凹形端頭的攪拌頭，軸肩直徑越大，焊后搭接接頭疲勞性能越好。王希靖［7］指出攪拌摩擦焊接頭具有細小的等軸晶粒和狹窄的熱影響區，阻礙了滑移帶的形成和裂紋的擴展，從而提高了接頭的疲勞性能。

目前國內對FSW搭接焊工藝的研究開發還處于初始階段，對其組織特征缺乏系統的認識。由于FSW鋁合金的疲勞標準還沒有建立，搭接接頭疲勞性能方面的研究更是少之又少。本工作主要研究鋁合金2024-T4 FSW搭接接頭組織形貌和疲勞性能，計算分析了疲勞壽命和疲勞特征值，同時對接頭微觀組織形貌和疲勞斷口進行了觀測。

1 試驗材料及方法

試驗材料為厚度為6mm鋁合金2024-T4板材，為Al-Cu-Mg系硬鋁型合金，被稱為硬鋁，可熱處理強化，該合金的性能隨熱處理狀態不同有較大差異，具有較高的抗拉強度和良好的切削加工性能，其綜合力學性能和高溫抗蠕變性能優良，高溫軟化傾向小，可用作受熱零部件。材料化學成分及力學性能如表1和表2所示。

試驗用FSW搭接接頭均由北京賽福斯特技術有限公司（中國攪拌摩擦焊中心）制備，攪拌頭形狀為錐形螺紋狀，傾角為2.5°，軸肩直徑為15mm，攪拌針長度為5.85mm，逆時針旋轉。采用PLG-200C型高頻拉壓疲勞試驗機進行S-N疲勞試驗。試驗前，所有疲勞試樣邊緣全部經過打磨處理以避免出現表面應力集中。試樣尺寸和形狀如圖1所示，焊縫均垂直于施加載荷方向。疲勞載荷為正弦波形，其振動頻率在90～95Hz之間。疲勞應力比R（σmin/σmax）為0.1。

圖1 疲勞試樣形狀和尺寸Fig.1 Shape and size of fatigue specimens

表1 鋁合金2024-T4化學成分（質量分數/%）Table 1 Chemical compositions of AA2024-T4（mass fraction/%）

表2 鋁合金2024-T4力學性能Table 2 Mechanical properties of AA2024-T4

為分析FSW搭接接頭組織特征，沿垂直于焊縫方向的橫斷面制備金相試樣，在OLYMPUS-GX51光學顯微鏡下進行觀測。在430SCDTM/450SVDTM型WOLPERT自動維氏硬度儀上進行維氏硬度試驗。選取典型疲勞試樣斷口，將其置于PHILIPS XL-30環境電子掃描顯微鏡下進行觀測，獲得各區域斷口形貌圖。

2 試驗結果與分析

2.1 搭接接頭宏觀及微觀組織分析

從整體來看，搭接接頭各區之間有明顯的顏色界線，根據旋轉速率ω和前進速度v的方向關系可以將搭接接頭分為兩部分:相同的一側為前進側（Advancing Side，AS）;不相同的一側為后退側（Retreating Side，RS），如圖2a所示。同時可以清楚看到搭接接頭上下板之間的原始結合面，其中最顯著的特征為后退側界面線在接頭的TMAZ發生彎曲，偏離原來的方向，向上偏移而進入上板，這種彎曲的界面在搭接接頭中被稱為弱連接缺陷，如圖2b所示，而前進側界面線幾乎不存在此偏移現象。對于FSW搭接接頭而言，弱連接缺陷是一種無法避免的缺陷，這是由FSW自身的工藝特點所決定的，在焊接過程中，熱塑性金屬主要圍繞攪拌針做軸向流動和混合，而在焊縫厚度方向上流動較少，使得上下板之間的塑性金屬流動、混合有限，界面處金屬結合不緊密，從而導致了弱連接缺陷的產生。此外搭接接頭NZ存在一些白色呈不規則形狀的曲線，被稱為吻接缺陷，類似于“弱連接”缺陷，如圖2c所示，該缺陷的形成與界面處氧化層破碎不充足有關［8］。伴隨著向NZ移動，弱連接缺陷的間隙逐漸減小直至與吻接缺陷相連接。

圖2 搭接接頭整體及局部金相照片 （a）宏觀形貌;（b）后退側弱連接缺陷;（c）吻接缺陷Fig.2 Overall and local metallographic photos of overlap welded joints （a）macroscopic morphology;（b）weak-bond defect at RS;（c）kissing-bond defects

弱連接缺陷的產生降低了搭接接頭的有效厚度（EST），EST是指未連接的界面和上板的上表面和下板的底面的最小距離來確定的最薄板厚，界面處的弱連接被向上“拉起”的越小，搭接接頭的EST越大，接頭的強度越高［9］。因此，弱連接缺陷引起的上板變薄現象將會降低搭接接頭的疲勞性能。本工作中搭接接頭疲勞裂紋啟始斷裂均位于焊核區后退側，即弱連接缺陷向上“拉起”較嚴重一側。弱連接缺陷的產生將造成界面連接線的不連續并且引起較大的應力集中，是一種不利的界面彎曲。

如圖3a所示，BM存在著沿軋制方向拉長的晶粒，同時可以看到一些隨機分布的細小Mg2Si顆粒［10］。2024鋁合金為析出強化型鋁合金。HAZ只受到熱循環作用，因而晶粒會有不同程度的長大傾向，第二相粒子更加粗大，由于不受攪拌作用，因而晶粒不會發生塑性變形，如圖3b所示。NZ主要由均勻細小的等軸晶粒組成，屬于典型動態再結晶組織，這是在高溫和劇烈塑性變形綜合作用下的結果，如圖3c，d所示。進一步對比發現，下板焊核區第二相粒子數量較多且粗大。這是因為上板表面與軸肩直接接觸，摩擦熱輸入明顯較高，可使母材中強化相組織熔化后進入基體中，在隨后的時效處理中析出細小均勻的第二相粒子，因而粒子直徑較小且數目較少;而下板距離軸肩較遠，受到摩擦熱輸入較低，另外下板又與底板直接接觸，熱傳導較快，因而不利于母材強化相粒子熔入基體中，反而由于溫度增量而變得粗大。

圖3e和f所示為TMAZ典型組織，位于NZ和HAZ之間。存在部分塑性變形且受到熱循環作用，但由于變形不足，TMAZ并沒有形成再結晶等軸晶粒。后退側TMAZ區晶粒變形程度較前進側嚴重，這與后退側弱連接缺陷較前進側嚴重存在一致性。此外，前進側NZ和TMAZ過渡線較明顯，而后退側的過渡線較模糊。這主要是因為在前進側，母材塑性變形方向朝前，與焊接方向一致;在后退側，母材塑性變形方向朝后，即與焊接方向相反;在焊縫內，由于攪拌頭旋轉過程中產生的空腔作用，使攪拌區內前進側的金屬沿攪拌頭的外表面逆時針被擠壓至攪拌頭的后方，而后退側的金屬隨攪拌頭的外表面順時針流向攪拌頭的后方。因此在前進側，焊縫金屬塑性流動方向與母材金屬塑性流動方向相反，使母材金屬與焊縫金屬之間存在很大相對變形差;在后退側，焊縫金屬塑性流動方向與母材金屬塑性流動方向一致，母材金屬幾乎平滑地與焊縫一起變形，這樣導致在前進側焊核區與熱機影響區的分界線明顯，而在后退側焊核與熱力影響區的分界線模糊［11］。

圖3 搭接焊縫截面微觀組織形貌 （a）母材;（b）熱影響區;（c）焊核上部;（d）焊核下部;（e）前進邊熱力影響區;（f）后退邊熱力影響區Fig.3 Microstructures of the transverse cross section of overlap welds（a）BM;（b）HAZ;（c）NZ-up;（d）NZ-down;（e）TMAZ at AS;（f）TMAZ at RS

圖4所示為2024-T4鋁合金搭接焊縫維氏硬度值分布圖，選取搭接接頭的上板和下板中部測試硬度。可以看出上板硬度值大體上呈“W”形，下板硬度大體上呈現“V”形。母材硬度約為150HV，搭接接頭上板焊核區硬度比母材硬度低，約為120HV，產生這種軟化現象是由于FSW過程中的熱循環效應使得母材的固溶強化作用受到了影響。隨著距離焊縫中心距離的增加，維氏硬度值開始減小，達到谷底點后開始增加直至達到母材硬度。硬度軟化區位于接頭前進后退兩側的HAZ，硬度最小值為103.3HV，位于后退側距焊縫中心7mm處。相比之下，下板焊核區硬度值比上板焊核硬度值低，硬度約為110HV，這是由于基體中的沉淀物分解和溶解引起的固溶強化作用比第二相粒子所起沉淀強化作用更有效［12］，隨著距焊縫中心距離的增加，硬度一直呈上升趨勢直至達到母材硬度。

圖4 搭接焊縫維氏硬度分布Fig.4 Vickers hardness distribution of overlap welds

2.2 疲勞性能

如圖5所示，疲勞試驗數據經最小二乘法擬合在對數坐標下繪制成S-N曲線。該曲線反映了疲勞載荷名義應力范圍Δσ（MPa）與循環次數N之間關系，是估算疲勞壽命和進行結構疲勞設計的重要參考指標。

對于焊接接頭，疲勞載荷名義應力范圍Δσ與疲勞壽命N之間關系可表示為［13，14］:

式中:C為材料常數;m為S-N曲線斜率。

由于疲勞實驗數據符合對數正態分布，通過n次疲勞實驗便可以確定對數均值和其標準差的對數估算值。疲勞S-N曲線的斜率m采用最小二乘法原理擬合各組試樣數據獲得，所用的擬合公式為:

其中S為所加載荷的名義應力范圍Δσ;Nf為疲勞壽命;A和B為擬合常數，與斜率m的關系可表示為:

根據國際焊接學會（IIW）推薦的方法［15］統計分析試驗結果，求得Δσm和 Δσk分別表示在2×106循環次數下對應50%和95%存活率的疲勞強度，Cm和Ck為S-N曲線中材料常數。

所得S-N曲線斜率m為5.39，該數據與熔焊接頭SN設計曲線斜率比較有較大差異。對鋁合金熔焊接頭，IIW疲勞評定規范建議m=3.0-3.5，而FSW接頭的m高于該數值，S-N曲線m越大。這表明SN曲線變化趨勢越平緩，在長壽命區（N≥106）對應的疲勞強度越高。此時所得Δσm為27.10MPa，Δσk為18.25MPa。

在IIW疲勞評定規范中，當疲勞應力比R為0.1時，鋁合金搭接熔焊接頭 Δσk為13.92MPa，與文中鋁合金2024-T4的FSW搭接接頭在R=0.1時比較，Δσk增加了31.11%，可見在長壽命區FSW搭接接頭的疲勞性能優于熔焊接頭。

圖5 搭接接頭疲勞S-N曲線Fig.5 Fatigue S-N curves of overlap welded joints

2.3 疲勞斷口

測試中疲勞裂紋均是從弱連接缺陷的頂端啟裂并且擴展到NZ中，所有的試樣均是在NZ最終斷裂。為分析FSW搭接接頭疲勞斷裂機理，進行疲勞斷口掃描電鏡分析。疲勞斷口保留有整個斷裂過程的所有痕跡，具有明顯區別于其他斷裂形式的微觀斷口形貌特征。典型疲勞斷口分為三個區域:疲勞源區、疲勞裂紋擴展區和最終瞬斷區，如圖6所示。

FSW搭接接頭的疲勞裂紋源為位于搭接接頭上板底部位置的表面缺陷或者強化相顆粒，對應于弱連接缺陷處（圖6a，b）。由此可見在無其他焊接缺陷情況下，弱連接缺陷是影響搭接接頭疲勞性能的重要因素。

疲勞裂紋擴展區表現為類似脆性斷裂特征，同時可以看到一些二次裂紋，疲勞載荷較低時二次裂紋數目較少（圖6c，d）。此外，在裂紋擴展區未發現疲勞輝紋，這與裂紋于接頭焊核區擴展相吻合。

在疲勞裂紋擴展最終瞬斷區可以看到等軸韌窩并且伴隨有明顯的撕裂脊，這是韌性斷裂的特征（圖6e，f）。當疲勞載荷較高時，韌窩較深且在韌窩中可以發現不同形狀和大小的第二相粒子，部分第二相粒子在中間被裂紋切過;當疲勞載荷較低時韌窩較淺且沒有發現第二相粒子。

圖6 搭接焊縫疲勞斷口形貌（a）裂紋源（N=165304.5，50MPa）;（b）裂紋源（N=597352.8，30MPa）;（c）擴展區（N=165304.5，50MPa）;（d）擴展區（N=597352.8，30MPa）;（e）瞬斷區（N=165304.5，50MPa）;（f）瞬斷區（N=597352.8，30MPa）Fig.6 Fatigue fracture surface of overlap welded joints（a）cracking site（N=165304.5，50MPa）;（b）cracking site（N=597352.8，30MPa）;（c）propagation zone（N=165304.5，50MPa）;（d）propagation zone（N=597352.8，30MPa）;（e）rupture zone（N=165304.5，50MPa）;（f）rupture zone（N=597352.8，30MPa）

3 結論

（1）2024-T4鋁合金FSW搭接接頭NZ主要由均勻細小的等軸晶粒組成，屬于典型的動態再結晶組織。TMAZ存在部分塑性變形且受到熱循環作用，但由于變形不足，TMAZ并沒有形成再結晶等軸晶粒，后退側TMAZ區晶粒變形程度較前進側嚴重。前進側NZ和TMAZ過渡線較明顯，而后退側的過渡線較模糊。

（2）2024-T4鋁合金FSW搭接接頭中弱連接缺陷的產生降低了搭接接頭的有效厚度（EST），進而影響其疲勞性能。文中疲勞試樣斷裂位置均位于弱連接缺陷向上“拉起”較嚴重的焊核區后退側。

（3）2024-T4鋁合金FSW搭接接頭在應力比為0.1時對應于95%存活率的接頭疲勞強度特征值Δσk為18.25MPa，與IIW疲勞評定規范中鋁合金搭接熔焊接頭對應 Δσk為13.92Mpa比較，增加了31.11%。此外FSW搭接接頭疲勞S-N曲線斜率m為5.39，大于鋁合金熔焊接頭所對應的S-N曲線斜率范圍3.0～3.5，可見在長壽命區FSW搭接接頭疲勞性能優于熔焊接頭。

（4）FSW搭接接頭的疲勞裂紋源位于搭接接頭上板底部位置的表面缺陷或者強化相顆粒處，對應于弱連接缺陷處。疲勞裂紋擴展區表現為類似脆性斷裂特征，同時存在二次微裂紋。在疲勞最終瞬斷區可以觀察到明顯等軸韌窩并且伴隨有較大撕裂脊，為典型韌性斷裂特征。

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