攪拌頭外形對T形接頭攪拌摩擦焊焊縫成形的影響

仇一卿，姚徐偉，李寶華，鄔劍虹，崔國平，瞿磊

1.上海航天精密機械研究所 上海 201600

2.湖北三江航天紅陽機電有限公司 湖北孝感 432100

3.先進焊接技術(shù)湖北省重點實驗室 湖北孝感 432100

1 序言

攪拌摩擦焊（Friction Stir Welding，F(xiàn)SW）是英國焊接研究所（TWI）于1991年發(fā)明的一項固相摩擦焊技術(shù)[1]，開發(fā)初期主要用于鋁合金的連接。目前，已拓寬到鎂、銅、鉛、鈦及不銹鋼等材料。攪拌摩擦焊作為一種固相連接技術(shù)，具有傳統(tǒng)熔焊方法無法相比的許多優(yōu)勢，如焊接過程不需要坡口準(zhǔn)備、填充金屬及保護氣體；焊接接頭質(zhì)量及力學(xué)性能得到明顯改善；焊接變形小、缺陷水平低、容易實現(xiàn)自動化及生產(chǎn)效率高等。攪拌摩擦焊可以成功地實現(xiàn)各種鋁合金、鎂合金等輕合金的連接。尤其是能夠可靠連接熔焊方法很難焊接的A1-Cu（2000系列）和A1-Zn（7000系列）等高強鋁合金[2-5]。國內(nèi)直到1998年才開始進行攪拌摩擦焊技術(shù)的研究，且對攪拌摩擦焊的T形接頭研究較少?？吕杳鞑捎眯D(zhuǎn)速度為1180r/min、焊接速度為118mm/min的工藝參數(shù)，成功焊接了鋁合金與純銅的T形接頭，同時發(fā)現(xiàn)部分純銅卷入了鋁合金[6]。

由于T形接頭焊接界面不同于對接或搭接接頭，其界面與攪拌頭呈垂直狀態(tài)，所以焊接缺陷形成機理和分布狀態(tài)與對接接頭不盡相同，并且針對攪拌摩擦焊T形接頭的研究在國內(nèi)外都相對較少。因此，本文針對鋁合金的T形接頭開展了研究，分析了攪拌頭外形對焊縫成形的影響。

2 試驗方法

試驗材料選用2A70-T6鋁合金，其化學(xué)成分見表1。

表1 2A70-T6鋁合金化學(xué)成分（質(zhì)量分數(shù)） （%）

T形焊接試板由蒙皮板和搭接板組成，蒙皮板的厚度為6mm，外形尺寸為500mm×200mm；搭接板的厚度為12mm，外形尺寸為500mm×40mm，T形接頭攪拌摩擦焊示意如圖1所示。使用型號為FSW-3LM-006的設(shè)備進行焊接試驗，攪拌頭材料為H13熱作模具鋼，焊接速度為150mm/min，攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度為300r/min，焊接傾角為2.5°，旋轉(zhuǎn)方向為逆時針。

圖1 T形接頭攪拌摩擦焊示意

焊接時選用了6種不同規(guī)格帶左旋螺紋的攪拌頭，將其依據(jù)規(guī)格不同分別標(biāo)記為1～6號，其中1～5號的攪拌頭軸肩直徑為24m m，攪拌針的直徑為10mm，其對應(yīng)的攪拌針長度分別為6.3mm、6.8mm、7.4mm、7.8mm、11.7mm； 6號攪拌頭的軸肩直徑為28mm，攪拌針的直徑為12mm，攪拌針長度為6.8mm。焊接完成后沿焊縫垂直方向截取焊縫金相試樣，打磨拋光后，采用Keller試劑（1mL HF、1.5mL HCl、2.5mL HNO3、95mL H2O）將試樣腐蝕后采用金相顯微鏡進行觀察；同時，對剩余試板作減薄處理，通過銑加工去除搭接板后，再去除蒙皮板上表面1.5mm余量，同時下表面加工1mm余量，保證試板厚度為3.5mm，試樣尺寸按照GB/T 228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗 第1部分：室溫試驗方法》規(guī)定加工，以焊縫為中心垂直焊接方向截取拉伸試樣，拉伸試樣標(biāo)距為100mm，采用ZWICJ150型電子拉伸試驗機進行室溫拉伸試驗，加載速率為0.5mm/min。

3 試驗結(jié)果與分析

3.1 T形接頭的焊縫流動形貌

采用4號攪拌頭焊接后的焊縫橫截面形貌如圖2所示，從圖2中可發(fā)現(xiàn)，前進側(cè)及返回側(cè)界面壓接線均向蒙皮板厚度方向發(fā)生了遷移，但兩者遷移高度及遷移方向差異較大，靠近前進側(cè)的界面壓接線沿焊核邊緣垂直向上向焊縫延伸，位置在焊核區(qū)與熱力影響區(qū)界面處，即攪拌區(qū)邊緣；靠返回側(cè)的界面線從返回側(cè)熱力影響區(qū)邊緣向焊核中心延伸，在熱力影響區(qū)中心位置形成一個向上凸起的波峰后沿焊核區(qū)邊緣向下流動，遷移至搭接板，沿厚度方向遷移高度較前進側(cè)低，但沿焊縫長度方向遷移較長。形成該現(xiàn)象的原因是焊縫兩側(cè)受攪拌針的作用方式不同，前進側(cè)焊核金屬主要受到剪切作用，而返回側(cè)的金屬主要受到擠壓作用，在攪拌針行進過程中，靠近前進側(cè)位置會形成一個瞬時空腔，當(dāng)焊縫金屬填充瞬時空腔時，返回側(cè)界面處的金屬受擠壓，導(dǎo)致此處的金屬微微向上隆起，形成一個小小的波峰；而前進側(cè)界面處的金屬開始受到剪切作用，當(dāng)焊縫金屬填充瞬時空腔時又受到擠壓作用，兩者的綜合作用使得前進側(cè)界面處的金屬向焊縫中延伸。

圖2 T形接頭焊縫橫截面形貌

3.2 攪拌針長度對焊縫成形的影響

為了探究T形接頭界面壓接線延伸到蒙皮板焊縫高度與攪拌針長度之間的關(guān)系，選用1～5號攪拌頭進行焊接試驗，即攪拌針長度分別為6.3mm、6.8mm、7.4mm、7.8mm、11.7mm，試板焊接后截取焊縫橫截面進行金相觀察，并測量前進側(cè)和后退側(cè)界面壓接線延伸至焊縫中的高度。

T形接頭界面壓接線延伸高度統(tǒng)計見表2。從表2可發(fā)現(xiàn)，隨著攪拌針長度的改變，界面壓接線延伸高度亦發(fā)生變化，隨著攪拌針長度的增加，壓接線延伸高度也不斷增加，當(dāng)攪拌針長度為6.3mm時，壓接線延伸高度前進側(cè)為0.2m m，返回側(cè)為0.15mm；當(dāng)攪拌針長度為7.4mm、7.8mm時，壓接線延伸高度達到1.2m m；當(dāng)攪拌針長度增加到11.7mm時，壓接線延伸高度達到2.5mm。

表2 界面壓接線延伸高度統(tǒng)計

界面壓接線的延伸高度對焊縫的抗拉強度影響顯著，焊縫斷裂位置均在前進側(cè)，其中1號、2號攪拌頭焊接的試板，由于蒙皮板焊縫背面沿厚度方向銑加工去除1mm，將焊縫的界面壓接線完全去除后，焊縫抗拉強度較為穩(wěn)定，均達到了365MPa以上，達到母材抗拉強度（425MPa）的85%以上。但隨著界面壓接線延伸高度的增大，焊縫的抗拉強度逐漸下降，而當(dāng)攪拌針長度為11.7mm時，焊縫的抗拉強度最低，僅為107.7MPa，斷裂方式為脆性斷裂，如圖3所示。另外，從斷口邊緣可見，起裂位置斷裂于前進側(cè)界面壓接線處，形成了明顯的類似于未熔合缺陷，呈明顯的開口缺陷，并從該位置擴展，形成了瞬時脆斷。

圖3 拉伸試樣斷裂殘骸

對5號攪拌頭焊縫前進側(cè)界面壓接線進行觀察，前進側(cè)壓接線延伸金相組織如圖4所示。由圖4可知，壓接線向焊縫中延伸明顯，形成裂紋源。綜合壓接線高度及焊接強度可看出，隨著界面壓接線高度的提高，焊縫抗拉強度降低，一方面壓接線高度相當(dāng)于減薄了焊縫厚度，導(dǎo)致焊縫實際承載能力減弱；另一方面，該位置形成開口缺陷，并形成了開裂源。

圖4 前進側(cè)壓接線延伸金相組織

3.3 攪拌針直徑對焊縫成形的影響

為了分析攪拌針直徑對焊縫的影響，選擇攪拌針長度均為6.8mm的2號和6號攪拌頭，在旋轉(zhuǎn)速度為300r/min、焊接速度為150mm/min下進行焊接試驗。同時為了探究T形接頭界面處塑性金屬的流動情況，用銅箔作為標(biāo)識材料，將銅箔置于蒙皮板與搭接板之間，以跟蹤焊縫中塑性金屬的流動情況，然后觀察界面處焊縫塑性金屬的流動狀態(tài)。

不同直徑攪拌針作用下的焊縫形貌如圖5所示。由圖5a可知，攪拌針直徑10mm界面處焊核寬度約為12.2mm，且由于銅箔的加入，界面壓接線更加清晰明顯，其前進側(cè)界面壓接線更多的向焊縫中延伸，約為0.9mm，返回側(cè)的波峰約為0.5mm。相對圖5a而言，圖5b在界面處焊核較小，寬度約為10.3mm，其前進側(cè)和返回側(cè)界面壓接線向焊縫中延伸的高度分別為0.4mm和0.2mm。說明在同一焊接參數(shù)條件下，攪拌針直徑更大時，攪拌針相對于焊縫寬度方向作用力更大，上方蒙皮板金屬對于下方搭接板金屬界面向上抑制作用增強，且返回側(cè)后方金屬向前進側(cè)遷移過程更為劇烈，返回側(cè)界面線向焊核方向遷移增加，導(dǎo)致界面處焊核尺寸減少。將焊接試板制成拉伸試樣，其抗拉強度分別為320MPa和360MPa。由此可見，在去除搭接板的基礎(chǔ)上，適當(dāng)增大攪拌針的直徑在一定程度上能減小界面壓接線向焊縫中延伸的高度，降低界面壓接線對于焊縫強度的影響。

圖5 不同直徑攪拌針作用下的焊縫形貌

4 結(jié)束語

1）T形接頭靠近前進側(cè)的界面線沿著焊核邊緣向焊縫中延伸，靠近返回側(cè)的界面線在焊核邊緣形成一個向上突起的波峰，并且前進側(cè)向焊縫中延伸的高度高于返回側(cè)。

2）界面壓接線的延伸高度對焊縫的抗拉強度影響顯著，隨著界面壓接線延伸高度的增大，焊縫的抗拉強度降低，這也意味著T形接頭的抗拉強度隨著攪拌針長度的增大而減小。

3）適當(dāng)增加攪拌針直徑，壓接線向上板厚度延伸作用下降，但焊核處寬度降低，同時，在去除搭接板后，抗拉強度隨之增大。