6082-T6鋁板攪拌摩擦焊根部弱結合缺陷的研究

(山東諾維科輕量化裝備有限公司，山東 龍口 265705)

攪拌摩擦焊具有接頭缺陷少、質量高、變形小，以及焊接過程綠色、無污染等顯著優點，在航空、航天、船舶、核工業、交通運輸等工業制造領域具有廣闊的應用前景[1]。在工業生產中，提高焊接速度可縮短生產時間，降低生產成本，為企業帶來經濟效益的提升[2]。除此之外，鋁板在焊制過程中，攪拌針軸肩壓入的深度不僅影響焊縫性能，也會影響企業的經濟效益，所以，在制定工藝時要合理設定攪拌針軸肩壓入深度，既要保證焊縫良好成型，又要減小攪拌針頭部磨損。本文針對6082-T6的5 mm鋁板，采用多組焊接工藝的攪拌摩擦焊接頭展開研究，對接頭的金相組織、硬度、拉伸、彎曲進行檢測，根據檢測結果分析FSW接頭組織的形成機理、拉伸斷口形貌、背彎裂紋缺陷產生原因，同時就消除缺陷進行工藝改進做了進一步的研究。

1 試驗材料和方案

將5 mm厚鋁板加工到500 mm×150 mm進行對接焊接，選用帶螺紋的錐形攪拌頭，軸肩直徑16 mm，攪拌針根部直徑5 mm，針長4.8 mm，攪拌頭與主軸夾角2.7°，攪拌針軸肩壓入深度0.1 mm，表1為4組不同焊接工藝的相關信息。

表1 焊接工藝信息表

2 宏觀、微觀組織

焊接接頭宏觀檢測按照ISO 17639-2012《金屬焊接接頭破壞性試驗-焊縫的宏觀和微觀試驗》執行，將焊接接頭樣品進行粗磨、細磨、機械拋光、腐蝕等處理，宏觀采用肉眼或放大30倍左右的放大鏡觀察焊縫的夾雜、裂紋、氣孔、偏析、縮孔等缺陷；微觀采用 DXS-500 型金相顯微鏡進行金相組織觀察。對接頭的宏觀和微觀的金相組織進行分析。

從圖1中可知焊接接頭焊核區沒有明顯的“隧道孔”型缺陷。

圖1 宏觀形貌圖

從圖 2、圖3中可知前進側和后退側的母材區均為典型軋制組織晶粒，晶粒沿軋制方向被拉長。從圖4、圖5中可知前進側和后退側的熱影響區也是典型軋制組織晶粒，但是由于熱影響區受攪拌摩擦焊焊接熱循環作用使其晶粒尺寸略有增大。從圖6、圖7中可知前進側和后退側的熱機影響區晶粒由于受到攪拌針剪切作用，使其晶粒發生嚴重彎曲變形，其中前進側熱機影響區的彎曲變形更加嚴重；還可以看到焊核區和熱機影響區有明顯的分界面，且前進側熱機影響區的分界面要比后退側的分界面更加明顯。從圖8中可知焊核區為細小的等軸晶粒，這是由于焊核區受攪拌針直接作用，且焊核區承受焊接過程中的最高溫度，因此在攪拌針的嚴重塑性變形和熱影響作用下，焊核區發生回復再結晶產生細小均勻的等軸晶粒。

圖2 后退側-母材 圖3 前進側-母材

圖4 后退側-熱影響區 圖5 前進側-熱影響區

圖6 后退側-熱機影響區 圖7 前進側-熱機影響區

圖8 焊核區

3 硬度分布

硬度檢測參照 GB/T 2654—2008執行，加載載荷為3 kg，每個硬度點間距為1 mm，檢測區域包括焊縫區、熱影響區及母材區。從圖9中可知，CL1和CL2兩組焊接工藝下焊接接頭硬度呈“U”形分布，最低硬度位于焊核區；CL3和CL4兩組焊接工藝下焊接接頭硬度呈“W”形分布，最低硬度位于熱影響區，隨著焊接速度和旋轉速度的提升，CL3和CL4兩組焊接工藝下焊接接頭焊核區的硬度上升了5～10 HV，并且使得焊接接頭的硬度最低點從焊核區轉移至熱影響區。同時，由于旋轉速度的提升使得焊接過程中產熱增加，因此相對于CL1和CL2兩組焊接工藝而言，CL3與CL4兩組焊接工藝下的焊接接頭熱影響區寬度有所寬化；但是，CL3與CL4兩組焊接工藝下的焊接接頭最低硬度仍比CL1和CL2兩組焊接工藝下焊接接頭的最低硬度高5～10 HV，圖9為硬度分布匯總圖。

圖9 硬度分布匯總圖

4 室溫拉伸

母材室溫拉伸試驗按照GB/T228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗 第1部分：室溫試驗方法》執行，焊接接頭室溫拉伸試驗按照GB/T2651—2008《焊接接頭拉伸試驗方法》執行。為保證室溫拉伸試驗的準確性，每種類型的室溫拉伸試樣取4個平行試樣，焊接接頭和母材材料室溫拉伸試樣取樣均垂直于焊縫。使用DDL100電子萬能材料試驗機設備，采用拉力拉伸試樣，一般拉至斷裂。通過拉伸試驗可揭示焊接接頭材料在靜載荷作用下的常見力學行為，即彈性變形、塑性變形和斷裂，以及材料的基本力學性能指標，如極限抗拉強度Rm、屈服強度Rp0.2和斷后伸長率A等。檢測過程中拉伸速率為2 mm/min，相當于3.3×10-2mm/s，實驗室溫度為25 ℃±3 ℃。

通過拉伸后斷裂的位置得知，在CL1和CL2兩種焊接工藝下焊接接頭室溫拉伸斷裂位置差異性不大，基本上位于焊縫區靠近后退側(RS)位置；在CL3和CL4兩種焊接工藝下的焊接接頭室溫拉伸斷裂位置差異性不大，位于焊接接頭后退側熱影響區位置。表2為四種工藝下的母材及焊接接頭室溫拉伸性能。

表2 母材及焊接接頭室溫拉伸性能(平均值)

為了進一步精確確定四種焊接工藝下焊接接頭室溫拉伸試樣斷裂位置，通過焊接接頭室溫拉伸斷裂位置的金相照片進行對比分析。圖10為焊接接頭室溫拉伸斷裂位置金相圖。雖然焊接接頭未斷裂在焊核區正中心位置，但是通過圖10可知在焊核區中心位置正下方存在未焊合缺陷，在進行室溫拉伸時在軸向拉伸作用下未焊合位置被拉開一個小缺口(圖中箭頭指向位置)。未焊合缺口的存在雖然未使得焊接接頭室溫拉伸試樣斷裂在此位置，但是在動態載荷的作用下，此缺口會成為疲勞開裂的裂紋源，嚴重影響焊接結構部件的疲勞性能從而導致疲勞斷裂失效的發生。

圖10 焊接接頭室溫拉伸斷裂位置金相

5 室溫彎曲

使用DDL100電子萬能材料試驗機進行焊接接頭室溫彎曲試驗，按照GB/T2653—2008《焊接接頭彎曲試驗方法》執行，試樣彎曲角度180°，采取正彎和背彎兩種彎曲形式，判定標準參見TB/T3260.2—201。彎曲結束后，對試樣的外表面和側面都進行檢驗，試驗過程中出現在試樣角部的裂紋可以在評估時忽略不計。通過實物圖及實際檢測可知：焊接接頭180°正彎后，在正彎試樣的外表面和側面均未發現裂紋；焊接接頭180°背彎后，在背彎試樣的外表面發現缺口裂紋缺陷(圖11中箭頭所指位置)。

此缺陷產生的主要原因是焊接接頭弱結合所致，深究焊接工藝方面的因素，主要是因為焊接過程中攪拌針的軸肩壓入深度不夠。圖11為焊接接頭室溫背彎試樣實物圖。

圖11 焊接接頭室溫背彎試樣實物

6 消除根部弱結合缺陷

制作焊接墊板，在墊板上與焊縫根部接觸的位置增開通長凹槽，凹槽寬3 mm，深0.2 mm。采用表1中的焊接參數，攪拌針型號不變，攪拌頭與主軸夾角2.7°不變，調整攪拌針軸肩壓入深度為0.2 mm，將5 mm厚鋁板加工到500 mm×150 mm進行對接焊接。焊后按照實驗要求對接頭進行拉伸、彎曲和低倍金相檢測。[3]

通過拉伸后斷裂的位置得知，焊接接頭室溫拉伸斷裂位置位于焊縫區，如圖12；通過彎曲檢測可知，180°正彎、背彎后，試樣的外表面和側面均未發現裂紋，如圖13；通過低倍組織檢驗沒有夾雜、裂紋、氣孔、偏析、縮孔、熔合不良等缺陷，如圖14。

圖12 焊接接頭室溫拉伸斷裂位置圖

圖13 焊接接頭室溫 圖14 低倍金相圖彎曲試樣實物

通過以上實驗和檢驗證明，凹槽可以起到預留變形空間的作用，同時焊縫成型良好，接頭性能滿足要求，也減少了攪拌針頭部磨損。

7 結論

(1)攪拌針軸肩的下壓量，以及攪拌針長度尺寸與板材厚度尺寸的匹配性，是弱結合缺陷產生的主要因素，和旋轉速度、焊接速度影響不大。

(2)采用背部墊板銑凹槽的方式可以避免弱結合缺陷，同時減少攪拌針的磨損，降低生產成本，為企業提高經濟效益。

(3)為解決單面焊雙面成形的焊縫質量問題提供了一種工藝方法。解決了攪拌摩擦焊產品焊縫全熔透問題，有效的控制了焊接質量。