根部未焊透對攪拌摩擦焊接接頭力學性能的影響

李繼忠，孫占國，高 崇，董春林，欒國紅

（北京航空制造工程研究所 中國攪拌摩擦焊研究中心，北京100024）

0 前言

攪拌摩擦焊FSW（Friction stir welding）在現代飛機蒙皮、地板等結構件中已經得到了廣泛應用，為飛機結構的整體化制造提供了一種新型的加工技術，并顯著減輕了結構質量，大幅提高生產效率和降低加工成本[1-2]。鋁合金FSW代替傳統的熔焊技術，能有效避免熔焊過程中出現的氣孔和熱裂紋等缺陷，克服了某些鋁合金無法熔焊的問題。

在FSW過程中，焊件需要固定在墊板上進行焊接，并維持一定的壓入量和合適的攪拌頭尺寸以保證焊縫成形和接頭質量。其中，壓入量和攪拌針長度決定了焊接深度，若攪拌針過長，導致焊件與墊板粘接在一起，影響焊件質量；若攪拌針長過短，則容易出現根部未焊透缺陷，導致接頭強度降低，不能滿足焊件的使用要求。為了避免根部未焊透缺陷，波音公司[3]發明一項專利，將墊板對接面處正下方加工成凹槽，但是這種方法對零件的定位要求較高。Elangovan和Balasubramanian[4]認為采用四方體結構的攪拌針能有效避免焊縫缺陷，并顯著提高接頭強度。在國內，中國科學院金屬研究所的馬宗義和任淑榮[5]發明了一項專利，通過雙面焊接以消除未焊透的影響，但是這種方法需要正反面各焊接一次，對某些特殊結構件無法實現焊接。

在 FSW 過程中，工藝參數[6-8]、攪拌頭結構[4，9]等因素均影響焊縫根部的材料流動，其中攪拌針長度是消除根部材料流動最重要的因素[10-11]。本研究通過固定工藝參數、攪拌頭結構和壓入量等因素，只改變攪拌針的長度來考察焊接深度與未焊透缺陷深度之間的關系，研究根部未焊透缺陷對接頭拉伸強度和斷后伸長率的影響規律，確定攪拌針長度與板厚之間的最大容許差值，為攪拌頭的設計和焊接工藝的制定提供理論支持。

1 試驗方法

試驗材料選用3.2 mm厚的2024-T3鋁合金板材，試板尺寸加工成400 mm×100 mm。該板材抗拉強度、屈服強度和延伸率分別為476 MPa、318 MPa和21.0%，化學成分如表1所示。焊接設備使用自主研發的平面二維攪拌摩擦焊專用設備（型號：FSW2-4CX-006），主軸傾角為2.5°；攪拌頭軸肩選用雙圓環結構，軸肩直徑10 mm，攪拌針長度由3.1 mm逐漸縮短至2.6 mm；工藝參數選取用轉速800 r/min、焊速300 mm/min，焊接過程保持0.1 mm的恒定壓入量。

表1 2024-T3鋁合金化學成分Tab.1 Chemicalcompositionof2024-T3aluminumalloy%

金相試樣取焊縫橫截面進行觀察，打磨、拋光待觀察面，采用Keller試劑浸蝕，使用ZEISS Axiovert 200 MAT金相顯微鏡觀察試樣的金相組織形貌，并對根部未焊透深度進行測量。接頭拉伸試樣的制備及性能測試根據國標GB/T228-2002，在Zwick/Roll-Z050萬能拉伸試驗機上進行性能測試。使用JSM-6500F場發射電子掃描顯微鏡觀察拉伸斷口形貌。

2 試驗結果和分析

2.1 焊縫宏觀形貌結果與分析

不同攪拌針長度對應的焊縫橫截面接頭的宏觀形貌如圖1所示。當攪拌針長度為3.1 mm時，攪拌針端部與墊板接觸，焊縫背面與墊板有少量粘著，在焊縫根部下端是不完整的弧形形貌，接頭實現了充分焊透，如圖1a所示。當攪拌針長度為3.0 mm時，焊縫根部弧形界面與下表面相切，焊縫根部出現了少量熱機影響區組織結構，根部放大后僅觀察到約0.08 mm的弱連接線，如圖1b所示。當攪拌針長度進一步縮短至2.9 mm時，焊縫根部出現了明顯的熱機影響區組織和少量熱影響區組織，根部放大后觀察到弱連接線長約0.09 mm，同時存在約0.16mm的殘余原始對接線，如圖1c所示。攪拌針長度分別減至2.8 mm和2.7 mm時，根部均出現了熱機影響區和熱影響區組織，弱連接線分別對應0.11 mm和0.10mm，殘余原始對接線分別為0.23 mm和0.32 mm，如圖1d、圖1e所示。當攪拌針長度縮短至2.6 mm時，宏觀形貌如圖1f所示，根部A區的放大后如圖1g所示，可以看出根部除出現了大量熱機影響區組織外，還有大量的熱影響區組織，弱連接線長約0.10 mm，殘余原始對接面深度約0.45 mm。

圖1 接頭不同未焊透深度的微觀組織Fig.1 Macrostructure of joints and the lack of penetration with the pin length

通常焊縫區由焊核區、熱機影響區和熱影響區三個特征區組成，材料流動強度由焊核區向外依次減弱。其中，熱機影響區是塑化材料之間粘著帶動作用而產生的塑性變形，變形量較焊核區顯著減弱，該區內原始對接線轉變為弱連接線；在熱影響區內，材料主要受摩擦和塑性變形產生的熱量，主要使組織形態發生變化，對接線不發生變形。當攪拌針足夠長時，根部材料受攪拌針攪動塑性變形充分，不存在未焊透缺陷；但是，當攪拌針較短時，根部材料主要以塑化材料之間的粘滯帶動作用發生變形，變形相對較弱，未焊透缺陷表現為弱連接線形式；當攪拌針長度明顯不足時，根部最下端熱影響區材料不發生流動變形，在根部仍有殘余的原始對接界面，未焊透缺陷由弱連接線和殘余原始對接線組成。

2.2 力學性能結果和分析

攪拌針長度與未焊透深度和抗拉強度之間的關系如圖2所示。由圖2可知，隨著攪拌針長度由3.1mm減短至2.6mm，根部未焊透缺陷增加至0.55 mm，攪拌針長度與未焊透深度呈近似反比例關系。此外，由圖2還可知，當攪拌針長度由3.1 mm減短至2.8mm時，接頭抗拉強度從406MPa略降至396MPa，接頭強度系數保持在約85%，說明未焊透深度在0.35 mm以內對接頭強度的影響不明顯。但是，當攪拌針長度減短至2.6 mm時，未焊透深度達0.55 mm，接頭強度降低至316MPa，只達到母材強度（476MPa）的66.3%，根部未焊透缺陷大幅度降低了接頭強度。

根部未焊透深度與接頭伸長率和抗拉強度之間的關系如圖3所示。可以看出，接頭的延伸率曲線變化趨勢與圖2的抗拉強度變化趨勢類似，即攪拌針長度大于2.8 mm時，根部未焊透對接頭塑性影響較小，延伸率沒有顯著變化；當攪拌針長度為2.6 mm時，延伸率降低至0.5%，只有母材延伸率（21.0%）的2.4%，幾乎無延伸變形行為。

圖2 攪拌針長度與未焊透深度及抗拉強度的關系曲線Fig.2 Curves relation of needle length，lack of penetration depth and tensile strength

圖3 攪拌針長度與未焊透深度及斷裂伸長率的關系曲線Fig.3 Curves relation of needle length and LOP depth and fractural elongation

攪拌針長度對應的抗拉強度（σb）、屈服強度（σ0.2）、接頭延伸率（δ）和根部未焊透（弱連接線 h0，殘余原始對接線h1）之間的對應關系如表2所示。由表2可知，隨著攪拌針長度的減小，焊縫根部未焊缺陷首先表現為弱連接線；當弱連接線超過0.1 mm時，開始出現殘余原始對接線，弱連接線長度幾乎不變，殘余原始對接線隨攪拌針長度逐漸增加。此外，在攪拌針長度大于2.8 mm時，力學性能變化不明顯；當針長減小至2.6 mm，各項力學性能參數均有大幅度的降低。

根據力學性能檢測結果可以推斷，在固定工藝參數和壓入量的情況下，攪拌針越長，根部未焊透缺陷深度越小，對應的接頭性能越高。對于本研究過程中所使用的厚度為3.2 mm的2024-T3鋁合金板材，攪拌頭長度變化在3.1~2.8 mm之間時，即板厚與攪拌頭長度差在0.4 mm以內，可以保證接頭強度達到母材的80%以上。

表2 攪拌摩擦焊接接頭拉伸性能及未焊透深度Tab.2 Mechanical properties of Friction stir welded joints and LoP in depth

2.3 接頭斷口結果和分析

拉伸斷裂后，對試樣橫街面斷裂位置進行宏觀形貌觀察，如圖4所示。采用針長為3.1mm的攪拌頭，焊縫實現了充分焊透，斷裂位置不受原始對接面影響，如圖4a所示。當攪拌針長度為2.8 mm時，裂紋在焊縫根部對接面弱連接處開啟，逐漸延伸至焊縫上表面，如圖4b所示，斷裂受根部未焊透影響明顯。當攪拌針長度減小至2.6 mm時，裂紋從原始對接面開始，迅速發生斷裂，根部未焊透缺陷對接頭性能的影響顯著，如圖4c所示。

圖4 不同攪拌針長度的接頭拉伸斷裂位置形貌Fig.4 Appearances of tension-failed FSW 2024-T3 welds by pin of length

根據上述結果可以看出，當根部缺陷以弱連接線形式存在時，接頭強度和塑性變化不明顯；但是，當根部仍有殘余原始對接線時，強度和延伸率均有大幅度降低，說明殘余原始對接線端部易形成裂紋源。由圖4還可以看出，斷口位置均發生在焊接區內，這是由于2024-T3鋁合金屬于時效強化材料，在FSW過程中大量的熱輸入使強化元素一部分溶于基體內，一部分形成的強化相形態發生了巨大變化，導致攪拌區內即使晶粒細化但強度仍顯著低于母材[12]。

為了研究未焊透對接頭斷裂行為的影響，分別對兩種典型斷裂接頭進行斷口掃描。圖5為攪拌針長為3.1 mm焊接的接頭拉伸斷口形貌，可以看出斷口區域存在大量的韌窩和撕裂棱，斷口表現為韌性斷裂特征，如圖5c所示。在圖5b中拉伸斷口韌窩底部有明顯的第二項析出物，可以推斷析出物主要分布在晶界周圍并且是裂紋產生源，也說明裂紋沿晶界逐漸擴展。

攪拌針長為2.6 mm的接頭斷口形貌掃描電鏡照片如圖6所示，可以看出斷口韌窩較少且較淺，沒有明顯的撕裂棱，可以推斷接頭塑性變形能力較差。此外，在斷口區域存在明顯的第二相析出物，且分布較多，如圖6b所示。由于根部存在未焊透缺陷，缺陷端部為裂紋源，受拉應力作用裂紋迅速擴展，接頭幾乎在未發生塑性變形的情況下沿晶界斷裂，塑性變形較弱。

3 結論

（1）攪拌針長度是影響焊縫根部最重要的因素，隨著攪拌針長度的減小，根部未焊透缺陷由弱連接線逐漸轉變成弱連接線和殘余原始對接面同時存在的現象。

（2）根部弱連接線缺陷對接頭性能變化不明顯，當根部仍有原始對接線存在時，接頭性能顯著降低；對板厚為3.2 mm的2024-T3鋁合金，針長與板厚相差0.4 mm時，接頭強度可以保持在母材強度的80%以上。

（3）當焊縫達到充分焊透時，拉伸斷裂形式表現為明顯的韌性斷裂形式；當焊縫根部出現明顯的未焊透缺陷（弱連接線、殘余原始對接面）時，接頭塑性變形能力顯著降低。

[1]欒國紅，柴 鵬，孫成彬，等.飛機制造的前景技術——攪拌摩擦焊[J].航空制造技術，2004（11）：44-47.

圖5 攪拌針長為3.1 mm的接頭拉伸斷口形貌Fig.5 Fracture morphologies of tension-failed weld with the probe length of 3.1 mm

圖6 攪拌針長為2.6 mm的接頭拉伸斷裂斷口形貌Fig.6 Fracture morphologies of tension-failed weld with the probe length of 2.6 mm

[2]董春林，欒國紅，關 橋.攪拌摩擦焊在航空航天工業的應用發展現狀與前景[J].焊接，2008，11:25-32.

[3]Douglas J，Fountain V，Robert S F.Method of friction stir welding with grooved backing member[P].United States，6460752 B1，2002-10-8.

[4]Elangovan K，Balasubramanian V.Influences of pin profile and rotational speed of the tool on the formation of friction stir processing zone in AA2219 aluminium alloy[J].Materials Science and Engineering：A，2007，459（1-2）:7-18.

[5]馬宗義，任淑榮.一種增強鋁合金焊頭力學性能的攪拌摩擦焊接工藝[P].中國：101209511A，2008-7-2.

[6]Zhou C，Yang X，Luan G H.Effect of root flaws on the fatigue property of friction stir welds in 2024-T3 aluminum alloys[J].Materials Science and Engineering A，2006，418（1-2）：155-160.

[7]Arbegast W J.A flow-partitioned deformation zone model for defect formation during friction stir welding[J].Scripta Materialia，2008，58（5）：372-376.

[8]王 偉，史清宇，李 亭.攪拌摩擦焊工藝參數窗口的建立與接頭性能[J].焊接學報，2008，29（5）:77-81.

[9]Gopi S.Influence of shoulder profile and shoulder penetration on joint strength of friction stir welded AA6082 conventional milling machine[J].European Journal of Scientific Research，2012，127（1）：20-32.

[10]Mandache C，Levesque D，Dubourg L，et al.Non-destructive detection of lack of penetration defects in friction stir welds[J].Science and Technology of Welding&Joining，2012，17（4）：295-303.

[11]Cam G，Gucluer S，Cakan A，et al.Mechanical properties of friction stir butt-welded Al-5086 H32 plate[J].Journal of Achievements in Materials and Manufacturing Engineering，2008，30（2）:151-156.

[12]Sato Y S，Kokawa H，Enomoto M，et al.Microstructural evolution of 6063 aluminum during friction-stir welding[J].Metallurgical and Materials Transactions A 1999，30（9）：2429-2437.