焊接位置對5083鋁合金攪拌摩擦焊T形接頭性能的影響

方遠方， 張麗娜， 米彥龍， 張鑫， 李躍

(首都航天機械有限公司，北京 100076)

0 前言

5083鋁合金具有強度高、切削加工性良好、抗腐蝕性能優良等特性，因此被廣泛應用于航海、航空、石油和船舶等許多領域[1-6]。由于鋁合金的熔點低、熱導率高、線膨脹系數大，采用熔化焊方法進行焊接時接頭容易形成氣孔、裂紋等缺陷，同時，5083鋁合金是一種不可熱處理強化的鋁合金，熔化焊接頭強度系數較低，特別是對于厚度為10 mm以上的中厚板來說焊接難度非常大，這在一定程度上限制了在某些領域的應用[7-11]。

鋁合金T形接頭廣泛應用于航空航天、軌道列車、造船及汽車制造等領域，它可以在不增加整個結構件質量的情況下有效提高壁板穩定性。傳統制造T形結構件的熔焊方法容易出現孔洞、氣孔等缺陷，大量的熱輸入又會產生結構件的變形[12-14]。為了解決以上問題，科研工作者改用攪拌摩擦焊代替傳統熔焊方式，雖然可以解決大部分缺陷，但在T形接頭的特定位置，如攪拌薄弱區的T形根部依然會有微小的裂紋缺陷出現[15-19]。同時，客戶對產品外觀平整度和結構件的復雜程度的要求也在不斷提高。

文中針對T形接頭攪拌摩擦焊試驗，發現將攪拌工具位置向結構件中心移動適當距離并適當增加焊接深度，在避免與卡具發生干涉的前提下可以有效的防止根部裂紋缺陷的生成，經過大量試驗總結出一套適用于該試驗材料的“調整焊接位置+預焊”的焊接工藝，提升T形接頭的整體力學性能。

1 試驗條件與方法

1.1 試驗材料

試驗材料選擇5083鋁合金，整個T形接頭由2塊20 mm厚板材與1塊立筋組成(圖1)，材料化學成分見表1，力學性能見表2。

圖1 T形接頭與焊接示意圖

表1 試樣材料化學成分(質量分數，%)

表2 母材力學性能

1.2 試驗過程

按照圖2的方式對T形接頭進行焊接，試樣底部利用特制工裝支撐，攪拌針長20 mm。試驗分3組：第1組試樣按傳統方式，即攪拌針中心位于對接中線，旋轉速度為300 r/min，焊接速度60 mm/min；第2組試驗調整攪拌工具的焊接位置(圖2)，將攪拌工具向結構件中心移動4 mm并增加焊接深度1 mm，之所以采用此種方式調整焊接位置，是為了讓攪拌針端部邊緣可以盡可能靠近結構件根部，使得該區域的材料得到充分攪拌；第3組試驗在正式焊接之前先進一次預焊，預焊的攪拌針長7 mm，預焊參數為2 000 r/min, 100 mm/min，之后按照第2組試樣方式進行焊接。

圖2 焊接工藝改進示意圖

焊后取焊縫中段試樣按GB/T 228.1—2010《金屬材料拉伸試驗 第一部分：室溫試驗方法》在5982電子萬能材料試驗機上進行拉伸試驗，檢測焊縫抗拉伸載荷，每組試驗在焊縫中段各取5個試樣進行力學拉伸檢測，對比各組檢測結果并對拉伸斷口組織進行掃描電鏡檢測。另取每組試樣進行3點彎曲檢測(圖3)，記錄其斷口位置與破壞形式。3組焊接試樣沿焊縫橫截面切取試樣進行打磨、拋光、Keller試劑侵蝕處理后，利用Leica DMI5000M光學顯微鏡按照GB/T 13298—2015《金屬顯微組織檢驗方法》進行焊縫橫截面組織金相觀測，彎曲檢測之后的試樣利用Philips X130掃描電鏡對其斷口進行掃描電鏡檢測。

圖3 3點彎曲檢測示意圖

2 試驗結果與討論

2.1 焊接位置對焊縫質量的影響

圖4為第1組試驗后橫截面金相，圖中可看出兩條焊縫整體形狀完整，前進側界面曲線清晰、后退側界面曲線模糊，與傳統焊縫特征相符；在T形接頭根部存在明顯裂紋，這屬于T形接頭焊接時的常見“弱結合”缺陷，產生這種缺陷的主要原因在于該區域為焊接薄弱區熱輸入較小，材料得不到充分攪拌，流動性差，同時焊核區的原有的界面分界線隨著焊接時的材料流動被擠壓到此處形成裂紋，此種缺陷會嚴重影響結構件的力學性能，特別是在受外部載荷環境中成為安全隱患。圖5為第2組試驗后橫截面金相，由于調整了焊接位置，結構件根部材料得到充分流動成形，裂紋缺陷消失，但出現材料凸出、缺口等現象，這是由于增加了焊接深度，部分材料被擠壓到根部，焊縫邊緣區域的材料成形過程中出現缺口。圖6為第3組試驗后橫截面金相，由于在調整焊接位置的基礎上增加了預焊工序，正式焊接時試樣的位置相對固定，焊接整體的穩定性提高，攪拌工具的焊接位置能夠更好的保持精準、穩定，結構件根部的材料凸出等現象有明顯改善，保持了T形接頭的尺寸精確。

圖4 第1組試樣橫截面組織

圖5 第2組試樣橫截面組織圖

圖6 第3組試樣橫截面組織貌

2.2 力學性能分析

表3～表5所示為3組試驗力學檢測結果。從結果中可以看出，第1組試樣由于結構件根部出現明顯裂紋缺陷，抗拉強度為母材49.7%，屈服強度為母材56.6%，斷后伸長率僅為母材20.9%；經過改進后的第2組的力學性能明顯提升，抗拉強度達到母材的79.3%，屈服強度達到母材83.6%，斷后伸長率為母材88.0%；第3組試樣在第2組試驗的基礎上增加預焊工序，抗拉強度達到母材的82.2%，屈服強度達到母材88.7%，斷后伸長率為母材92.3%，3組檢測數據與母材對比結果如圖7所示，工藝改進后的3項力學性能指標分別提升32.5%，32.1%和71.4%。結合圖8中各組試樣拉伸斷口形貌分析，第1組試樣裂紋缺陷區域組織呈帶狀分布，組織之間存在深度較深的溝槽結構，沒有明顯的晶粒組織與韌窩，斷裂機制為脆性斷裂；而3組試樣焊縫區域組織相近，晶粒分布均勻，出現大量韌窩組織，第1組試樣組織存在大量晶間滑移，總體上看，第1組試樣同時存在韌性斷裂與脆性斷裂的區域；第2組和第3組試樣不存在裂紋缺陷區域，斷口組織中的韌窩深度有所加深，雖然晶間滑移跡象依然存在但比重降低，斷裂機制為韌性斷裂，這與第2組和第3組試樣抗拉伸強度有明顯提升的趨勢相符。從整體力學性能來看，經過工藝改良后的試樣裂紋缺陷消失，因此其抗拉伸強度與屈服強度均有提升，其斷裂機制由脆性斷裂向韌性斷裂趨勢發展。

表3 第1組試樣力學性能

表4 第2組試樣力學性能

表5 第3組試樣力學性能

圖7 抗拉強度

圖8 拉伸斷口形貌

2.3 彎曲斷裂機制分析

圖9所示為彎曲檢測之后的試樣斷裂情況，3組試樣的最先出現斷裂的位置相同，均出現在T形接頭根部靠近焊縫后退側，之后裂紋焊沿焊縫偏外部的后退側向上彎曲延伸，之后發生彎曲進入到靠近焊縫前進側區域，整體裂紋呈類似S形，第一組試樣的裂縫上半部分靠近焊縫表面區域出現類似L形彎曲情況，而第2組與第3組試樣的相同區域裂縫彎曲程度較為平緩；結合圖10所示彎曲檢測斷口組織掃描電鏡分析，3組試樣晶粒分布均勻，沒有尺寸明顯過大的第二相粒子析出，這是由于焊接過程中焊核區發生動態再結晶，對組織起到細化晶粒的作用，同時儲存大量的晶界自由能，有利于提升T形接頭的抗載荷能力。第1組圖片整體亮度較高，這是由于脆性斷裂痕跡比重較高，同時晶間滑移后的韌窩深度不足，淺而平的韌窩所占比例較高，結合圖9中第1組試樣的斷口形狀，在彎曲斷裂后期脆性斷裂占主導作用，因此呈現出L形彎曲情況；工藝改進后的第2組、第3組掃描圖像整體亮度下降，這是由于大而深的韌窩比例增加，脆性斷裂痕跡比重下降，斷裂機制由脆性斷裂向韌性斷裂趨勢發展。

圖9 彎曲檢測裂紋形貌

圖10 彎曲斷口組織形貌

3 結論

(1)傳統攪拌摩擦焊方式焊接的T形接頭在根部易產生裂紋缺陷，調整焊接位置并增加焊接深度的方法可以消除T形接頭根部的裂紋缺陷，但同時會產生輕微變形，通過增加預焊工序可以消除變形。

(2)經過調整焊接位置與增加預焊工序后的T形攪拌摩擦焊接頭試樣3項力學性能指標(抗拉強度、屈服強度、斷后伸長率)分別提升32.5%,32.1%和71.4%，接頭組織晶間滑移的比重降低，韌性斷裂的比重升高。

(3)工藝改進前后的試樣彎曲檢測現斷裂最先出的位置均在T形接頭根部靠近焊縫后退側，整體裂紋呈類似S形，傳統工藝試樣的裂縫上半部分靠近焊縫表面區域出現類似L形彎曲情況，工藝改進后試樣的相同區域裂縫彎曲程度較為平緩。

(4)經過工藝改進后彎曲檢測斷口組織中脆性斷裂痕跡比重降低，韌窩形狀尺寸由淺而平相大而深發展，斷裂機制由脆性斷裂向韌性斷裂趨勢發展。