6156-T4和2524-T3異種鋁合金攪拌摩擦焊對接接頭組織性能研究

任香會，萬里鵬，胡建冬

（洪都航空工業集團有限責任公司，江西 南昌 330024）

0 前言

攪拌摩擦焊（FSW）是英國焊接研究所（TWI）于1991年發明的一種固相連接技術，其原理是在高速旋轉的攪拌頭作用下，利用摩擦和劇烈塑性變形產生的熱形成一個熱塑性變形區域，塑性金屬隨著攪拌頭的移動和攪動，在軸肩鍛壓作用下形成致密的焊縫，實現材料的連接[1-3]。大量研究表明，由于鋁及其合金熔點低，采用攪拌摩擦焊技術可以獲得良好的接頭性能[4-6]。

隨著鋁合金在工業中的廣泛使用，對鋁合金攪拌摩擦焊的研究越來越廣泛和深入，其研究范圍涵蓋了攪拌頭的形狀設計和優化、不同鋁合金結構件的焊接工藝、鋁合金材料攪拌摩擦焊焊接參數的優化以及攪拌摩擦焊的計算機數值仿真等方面[7-8]。關于攪拌摩擦焊異種鋁合金接頭性能與焊接參數關系的研究尚未見報道。在工業應用中，往往涉及到異種鋁合金材料的連接，因此異種鋁合金的FSW工藝的開發具有重要的理論意義和工程應用價值。

本研究對1.8 mm厚鋁合金6156-T4和2524-T3進行對接攪拌摩擦焊，研究不同焊接參數下接頭微觀組織、強度、顯微硬度以及殘余應力分布規律，為改進異質鋁合金對接攪拌摩擦焊工藝提供試驗數據，為攪拌摩擦焊技術的推廣和應用奠定基礎。

1 試驗方法

試驗材料為300 mm×100 mm×1.8 mm的異種鋁合金6156-T4和2524-T3合金軋制薄板，6156-T4在后退側，2524-T3在前進側。兩種材料的化學成分如表1所示，板材的拉伸性能如表2所示。焊接設備主軸傾角2.5°，攪拌頭選用雙圓環軸肩（直徑D=10mm），攪拌針長 1.66mm，焊速 50~500 mm/min，轉速600~1 400 r/min。

表1 母材鋁合金化學成分 %

表2 母材鋁合金機械性能

在接頭橫截面上截取金相試樣，利用Keller試劑進行浸蝕，在ZEISS Axiovert 200 MAT金相顯微鏡上觀察試樣的微觀組織；接頭的拉伸性能試驗按國標GB/T228-2002在Zwick/Roll-Z050拉伸試驗機上測試接頭的性能。顯微硬度測試在HVA-5型顯微硬度計上進行，加載載荷選用100 g，停留時間15 s。測試位置是沿橫截面厚度中心方向，硬度測試間隔為0.5 mm。使用YCY型機械應變儀并按照《CB3395-92殘余應力測量方法-鉆孔應變釋放法》對FSW焊后試件進行殘余應力檢測。

2 試驗結果和分析

2.1 X-ray檢測及微觀組織分析

采用12組不同的焊接參數FSW焊接6156-T4和2524-T3異種鋁合金，對不同參數的焊縫進行X光檢測，檢測結果如表3所示，可以看出低焊速低轉速的焊縫和高轉速高焊速的焊接參數能夠形成致密的焊縫，而其他參數存在“隧道”缺陷。

表3 X-ray檢測結果

攪拌頭轉速為1 400 r/min時，不同焊速下焊縫的宏觀形貌及X光底片如圖1所示，可以看到焊速為50 mm/min時，焊縫的弧紋光滑，X-ray顯示內部存在隧道缺陷；速度提高到200 mm/min后，焊縫表面十分粗糙，隧道缺陷減??；焊速為500mm/min時，焊縫弧紋清晰，波峰波谷分布均勻，X光檢測顯示焊縫內無缺陷。

圖1 轉速為1 400 r/min焊縫形貌和X光無損檢測照片

圖2為1 400 r/min、500 mm/min參數下的金相組織圖片。由于腐蝕性能差異較大，經Keller試劑浸蝕后，在光學顯微鏡下呈現不同的狀態，其中黑色為2524-T3材料，白色為6156-T4材料，在焊核區可以清晰看見兩種鋁合金的分界面。圖2a、圖2b分別為6156-T4和2524-T3母材組織表現為帶狀板條狀軋制型晶粒結構。經過攪拌摩擦焊后接頭宏觀形貌如圖2c所示。受攪拌摩擦作用，母材組織發生了顯著變化，焊核區由細化的等軸細小晶粒組成，如圖2d所示。

由于在攪拌摩擦焊接過程中存在前進側和后退側，其中攪拌頭旋轉線速度方向與焊接方向一致的一側為前進側，攪拌旋轉線速度方向與焊接方向相反的一側為后退側，這兩個區域經歷的熱力循環存在顯著差異，因此產生相應區域組織結構不同的現象，從而影響接頭性能。圖2e為后退側熱影響區6156-T4晶粒發生了粗化現象；在前進側的2524-T3熱影響區內，焊核區組織與母材形成明顯的界面，如圖2f所示。此外，在焊核區內還可以看到兩種鋁合金存在清晰的界面，并沒有成分混合均勻的區域，如圖2e所示。

圖3為焊速500 mm/min時，不同轉速對接頭宏觀形貌的影響?？梢钥闯觯S著轉速的增加，焊縫區隧道缺陷逐漸減小直至消失，焊核區內兩種材料的混合程度也逐漸加深。研究表明，當焊速一定時，轉速增加導致焊縫內單位長度的熱輸入量增加，塑化金屬的流動更加充分，這有利于得到高質量的焊接接頭。

圖2 焊接參數1 400 r/min、500 mm/min條件下6156-T4和2524-T3接頭不同區域的微觀組織

圖3 不同轉速的6156-T4和2524-T3接頭的微觀組織

2.2 拉伸性能分析

12組焊接參數條件下6156-T4和2524-T3對接接頭的拉伸力學性能如表4所示。由表4可知，在低焊速、低轉速或者高轉速、高焊速工藝參數條件下，接頭可形成致密的焊縫接頭且抗拉強度較高，這與X光檢測結果一致，即存在隧道缺陷的焊接接頭性能顯著降低。其中，當轉速為1 400 r/min時，焊速由50 mm/min提高到500 mm/min，焊縫中的隧道缺陷逐漸減小至消失，接頭性能也逐漸提高；在焊速為500 mm/min時，隨著轉速的增加（從600 r/min到1 400 r/min），焊核區兩種材料的混合程度逐漸加劇，抗拉強度由259 MPa逐漸提高到289 MPa，最高可達到6156-T4母材性能的80%。

表4 不同參數下6156-T4和2524-T3接頭的拉伸性能

觀察焊縫斷裂位置發現在1400r/min、500mm/min的工藝參數條件下，6156-T4和2524-T3兩種鋁合金對接接頭均斷裂在后退側。對于同種鋁合金FSW而言，通常接頭斷裂位置出現在前進側或焊核區內。本研究條件下斷裂在后退側，其原因在于后退側為6156-T4材料，其母材強度顯著低于前進側的2524-T3材料，因此后退側的強度也明顯較低。

2.3 殘余應力分析

對垂直焊縫方向夸接頭進行殘余應力分布測量，結果表明殘余應力的峰值出現在軸肩邊緣處，并且上表面應力值高于下表面。前進側（2524-T3鋁合金）軸肩邊緣處峰值應力低于后退側（6156-T4鋁合金）軸肩邊緣峰值應力，應力峰值分別為125 MPa和150MPa，這與斷裂位置在后退側相吻合。此外，由圖4還可看出，上表面應力值高于下表面，這是因為上表面同時受到攪拌針和軸肩的摩擦和攪拌作用更顯著，導致溫度高、塑性變形更劇烈，因此殘余應力較高。而下表面僅受攪拌針端部的攪拌作用，下表面溫度低、塑性變形區域較小，因此殘余應力低于上表面。

圖4 焊接參數1 400 r/min、500 mm/min條件下6156-T4和2524-T3接頭的殘余應力

2.4 顯微硬度分析

三組不同焊接參數條件下6156-T4和2524-T3兩種鋁合金焊縫橫截面上硬度分布曲線如圖5所示?？梢钥闯?，2524-T3側的硬度高于6156-T4側，其中參數為1 400 r/min、500 mm/min的條件下，接頭焊核區的硬度值最大。在6156-T4側，母材和熱影響區對應的硬度分別為110HV和90HV；在2524-T3側，母材和熱影響區硬度分別為140 HV和130 HV。

由以上試驗結果可以看出，焊接接頭硬度分布呈不對稱性，這是因為焊核區材料是兩種合金的混合體。隨著焊接參數的不同，兩種材料的混合程度發生變化，反映在混合區的硬度值呈現出不均勻性的波動[9-10]。顯微硬度值在焊核區出現明顯的梯度變化，變化位置隨著焊接參數的改變發生移動，提高轉速和焊速，顯微硬度梯度變化位置向左移動，這說明2524-T3鋁合金向6156-T4鋁合金一側流動的更充分。

3 結論

（1）使用攪拌摩擦焊技術實現6156-T4和2524-T3兩種鋁合金高質量焊接。在低焊速低轉速或者高焊速高轉速的條件下，接頭抗拉強度達到6156-T4母材強度的70%~80%；當轉速1400r/min、焊速500mm/min時，接頭強度最高達到289MPa。

圖5 不同參數條件下接頭硬度分布曲線

（2）殘余拉應力分布在焊核區，遠離焊核區為壓應力。在接頭上表面存在較大的拉應力，下表面表現出的拉應力較小，拉應力的存在一定程度上降低了接頭的力學性能。

（3）顯微硬度在焊核區發生梯度變化，變化位置隨著焊接參數的變化發生移動，提高轉速和接度，梯度變化位置向左移動。

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