李 超 張 玥 高 原 周 利 王 寧

（1 天津航天長征火箭制造有限公司，天津 300462）

（2 首都航天機械有限公司，北京 100076）

（3 哈爾濱工業(yè)大學（威海）山東省特種焊接重點實驗室，威海 264209）

文 摘 對2219+5A06鋁合金進行了回填式攪拌摩擦點焊試驗，研究了攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度，下壓-回抽速度和壓入量等工藝參數(shù)對點焊接頭力學性能的影響。對不同參數(shù)焊接的點焊接頭進行了剪切拉伸抗力試驗。結果表明：攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度和下壓-回抽速度對點焊接頭的力學性能影響較大，而壓入量對力學性能的影響較小。對點焊接頭的微觀組織分析表明，焊點接頭可分為焊核區(qū)、豎直面熱機影響區(qū)和水平面熱機影響區(qū)三個部分。焊核區(qū)及水平面熱機影響區(qū)為細小的等軸晶粒，水平面熱機影響區(qū)形成與板材平行的結合面，豎直面熱機影響區(qū)及焊點根部的hook缺陷是焊點力學性能的薄弱區(qū)域。

0 引言

攪拌摩擦點焊是在傳統(tǒng)攪拌摩擦焊基礎上發(fā)展而來的一種新型點連接技術，作為一種固相連接技術，由于其接頭質(zhì)量高、焊接變形小及綠色節(jié)能等優(yōu)點在航空航天及汽車等領域得到了廣泛關注?；跀嚢栳樋苫爻榈幕靥钍綌嚢枘Σ咙c焊方法，可得到平整無匙孔的點焊接頭，在無外來填充材料的條件下就可得到填充致密的焊接接頭?；靥钍綌嚢枘Σ咙c焊采用攪拌針和攪拌套分體的特殊攪拌頭，通過精確控制攪拌針和攪拌套的相對運動，在焊接的最后階段采用攪拌套下壓，攪拌針回抽或攪拌針下壓，攪拌套回抽兩種工藝方式，使匙孔附近被擠出的塑態(tài)化金屬材料重新回填在焊接過程中形成的孔隙里，得到成型質(zhì)量更好，力學性能更佳的點焊接頭，生產(chǎn)效率高且易于實現(xiàn)自動化［1］?；靥钍侥Σ寥c焊的焊接過程分為四個階段［2］：

（1）旋轉(zhuǎn)預熱階段，攪拌工具向工件施加一定的軸向壓力，在壓力作用下，攪拌針和攪拌套旋轉(zhuǎn)與工件摩擦產(chǎn)生摩擦熱使周圍的材料軟化，如圖1中（a）所示；

（2）攪拌套下壓，攪拌針回抽階段，塑性金屬在攪拌套的壓力下向上流動，填充攪拌針回抽后留下的空間，如圖1中（b）所示；

（3）攪拌套回抽，攪拌針下壓回填階段，塑性金屬在攪拌針的壓力下回流，填充攪拌套上升后留下的空間，如圖1中（c）所示；

（4）攪拌工具焊接完成回撤階段，當攪拌套和攪拌針平齊時同時離開工件表面，形成平整焊點，如圖1中（d）所示。

圖1 填充式攪拌摩擦點焊示意圖Fig.1 Schematic diagram of RFSSW

本文針對2219+5A06 鋁合金材料組合，進行回填式攪拌摩擦點焊試驗，研究不同焊接參數(shù)對2219+5A06 鋁合金材料組合的點焊接頭力學性能的影響，確定其主要影響因素，并對工藝參數(shù)優(yōu)化的焊接接頭微觀組織進行分析。

1 實驗

1.1 材料及方法

采用上下兩塊板材搭接方式，下層板材為2219鋁合金，厚度8 mm，上層板材為5A06鋁合金，厚度2 mm，2219及5A06鋁合金主要化學成分見表1和表2。

表1 2219鋁合金主要化學成分Tab.1 Main chemical composition of 2219 aluminum alloy%（w）

表2 5A06鋁合金主要化學成分Tab.2 Main chemical composition of 5A06 aluminum alloy%（w）

采用的焊接工具攪拌針直徑為5.2 mm，攪拌套直徑為9.1 mm，壓緊套直徑為20 mm，試驗平臺及攪拌工具如圖2所示。以厚度為2 mm 的上層板材為焊接壓入點。焊接前，對2 mm 5A06 板材正、反面待焊區(qū)域及8 mm 板搭接區(qū)域進行打磨清理，去除氧化膜，將試驗板材安裝固定于焊接設備墊板上。

圖2 試驗平臺及攪拌工具Fig.2 Test platform and mixing tool

試驗時，先使壓緊套壓緊板材待焊位置，攪拌套與攪拌頭以相同速度旋轉(zhuǎn)，并同時下壓0.1 mm，使攪拌套和攪拌頭與母材充分接觸并產(chǎn)生摩擦熱，這段時間為摩擦預熱時間，試驗中將摩擦預熱時間T1 固定為1.0 s。在摩擦預熱過程中，與攪拌套和攪拌頭接觸的母材金屬被軟化，為后續(xù)階段焊接中金屬的充分流動提供基礎。摩擦預熱后，在程序的控制下，攪拌套開始下壓，同時攪拌針回抽，攪拌套下壓深度即為焊接壓入量，之后攪拌針下壓，攪拌套回抽，直至攪拌針與攪拌套齊平，完成焊點的焊接。焊點直徑由攪拌套直徑?jīng)Q定，為9.1 mm，焊接完成后，對焊點表面進行圓滑處理，去除毛刺及凸起等。

1.2 性能測試

對回填式攪拌摩擦點焊接頭進行拉剪試驗，試驗前需要在試樣兩端加2 塊與母材同等厚度的墊片進行厚度補償，防止拉剪時造成試樣的彎曲，如圖3所示。采用美國英斯特朗的Instron5967-30KN 萬能材料試驗機進行拉剪試驗，加載速度1 mm/min。金相試樣采用電火花數(shù)控切割機沿焊點中心進行切割，用自動金相鑲嵌機制作金相試樣，經(jīng)粗磨，精磨，拋光后，用凱樂試劑（1.5 mL HCl、1 mL HF、2.5 mL HNO3、95 mL H2O）對試樣進行20 s的腐蝕，用水將表面洗凈，并用酒精沖洗，用風吹干。然后采用日本OLYMPUS 的DSX510 光學數(shù)碼顯微鏡對接頭的焊點成形及典型結構進行觀察分析。

圖3 剪切拉伸試驗示意圖Fig.3 Schematic diagram of shear tensile test

2 結果及討論

2.1 焊接工藝參數(shù)及力學性能分析

影響回填式攪拌摩擦點焊接頭性能的主要工藝參數(shù)包括：攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度S，下壓-回抽速度V，壓入量L。為了準確快速的找到優(yōu)化的工藝參數(shù)，使用正交試驗方案，采用L9(33)正交表安排試驗，根據(jù)初步的試驗和計算，確定3個因子的水平如表3所示。

表3 回填式攪拌摩擦點焊試驗各因子水平Tab.3 Factor levels of RFSSW test

通過對焊點進行剪切拉伸抗力試驗，分析工藝參數(shù)對焊點接頭力學性能的影響。觀察焊點斷裂宏觀形貌可得，剪切拉伸時，接頭處上板產(chǎn)生嚴重翹曲，焊點沿豎直面熱機影響區(qū)從上層板整圈脫落并留在下層板上，上層板形成與焊點尺寸一致的孔洞，斷裂模式均為塞形斷裂。拉剪斷裂形貌見圖4。

圖4 拉剪斷裂形貌Fig.4 Shear tensile fracture morphology

在試驗參數(shù)范圍內(nèi)，隨著攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度S的增加，焊點剪切抗力逐漸增大，當增加到一定值時，力學性能隨著旋轉(zhuǎn)速度的繼續(xù)增加略有下降。隨著下壓-回抽速度的增加，焊點剪切抗力有增大的趨勢，當下壓-回抽速度超過35 mm/min時，力學性能基本維持在同一水平。隨著壓入量L的增加，焊點剪切抗力略有增加，當增加到一定值后，力學性能基本維持不變。試驗選擇攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度1 200 r/min，下壓-回抽速度35 mm/min，壓入量2.2 mm為優(yōu)化后工藝參數(shù)進行重復性焊接，獲得的拉剪力平均載荷為10.51 kN。

同時對影響焊點表面成型質(zhì)量的主要因素進行了分析，影響焊點表面成型的主要因素為攪拌頭的旋轉(zhuǎn)速度S和下壓-回抽速度V。當S及V合理時，焊點表面光滑，無環(huán)溝槽、起皮和粘黏現(xiàn)象，如圖5中（a）所示。當攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度過低，下壓-回抽時間過小時，攪拌工具產(chǎn)生的摩擦熱輸入不足，攪拌工具無法對焊點金屬起到充分的機械攪拌作用，塑態(tài)金屬流動回填不充分，使得焊點內(nèi)產(chǎn)生空腔和環(huán)溝槽等體積型缺陷，惡化焊點的表面成型和力學性能［4-5］，如圖5中（b）所示。當攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度過高，下壓-回抽時間過長時，焊點熱輸入過大，使焊點表面出現(xiàn)起皮和粘黏現(xiàn)象，如圖5中（c）所示。

圖5 焊點表面成型Fig.5 Surface morphologies of solder joints

受焊點下凹結構影響，X光檢測圖像顯示焊點邊緣呈環(huán)形陰影（圖6），這種環(huán)形陰影為正常的結構影像，對于焊點表面的環(huán)溝槽缺陷，在X 光影像中呈現(xiàn)明顯的暗度較大的黑線特征。

圖6 焊點X光成像Fig.6 X-ray image of solder joints

2.2 焊點接頭顯微組織分析

對工藝參數(shù)為旋轉(zhuǎn)速度1 200 r/min、下壓-回抽速度45 mm/min、壓入量為2.2 mm 的點焊接頭微觀組織進行了分析。根據(jù)焊點的組織形態(tài)特點，可將焊點接頭分為焊核區(qū)（NZ），豎直面熱機影響區(qū)（VTMAZ）和水平面熱機影響區(qū)（HTMAZ）三個部分［6］。其中，豎直面熱機影響區(qū)分界面明顯，可清晰觀察到焊點金屬在攪拌頭的機械攪拌和摩擦熱作用下的過渡界面和扭曲變形的晶粒。在焊核區(qū)，可觀察到由攪拌針和攪拌套聯(lián)合作用下所形成的環(huán)狀分層，在豎直面熱機影響區(qū)和水平面熱機影響區(qū)交界處為Hook 缺陷，Hook 缺陷的存在，使整個焊核區(qū)呈“碗”狀。在拉剪力的作用下，起裂點往往首先出現(xiàn)在Hook缺陷處，并沿Hook缺陷環(huán)向擴展形成連續(xù)裂紋，導致接頭失效，Hook缺陷形貌如圖7所示。

圖7 焊點接頭宏觀形貌Fig.7 Macro morphology of solder joint

圖8為焊核區(qū)微觀組織特征，與攪拌摩擦焊焊核類似，在攪拌頭的機械攪拌和摩擦熱作用下，焊核區(qū)金屬發(fā)生了動態(tài)再結晶，形成了細小的等軸晶，等軸晶平均晶粒尺寸在5～10 μm，晶粒大小均勻，細小等軸晶的存在強化了接頭焊核區(qū)的強度。

圖8 焊核區(qū)微觀組織Fig.8 Microstructure of NZ

豎直面熱機影響區(qū)為母材到焊核區(qū)的過渡區(qū)，在攪拌套下壓及回抽焊接過程中，豎直面熱機影響區(qū)界面晶粒無法受到攪拌工具頂鍛力的作用，但受到攪拌工具作用下的線速度差最大，偏向焊核側的金屬受到的機械攪拌作用及熱影響均最大，但偏向母材側的金屬則無法直接受到機械攪拌的作用。在摩擦熱作用及界面處高速旋轉(zhuǎn)運動金屬的帶動作用下，偏向母材側晶粒被拉長，在攪拌套不同焊接階段的機械攪拌作用下，焊點下端偏向母材側的晶粒為向下拉伸，而焊點上端偏向母材側晶粒為向上拉伸。豎直面熱機影響區(qū)微觀形態(tài)如圖9所示。

圖9 豎直面熱機影響區(qū)Fig.9 Microstructure of VTMAZ

受攪拌套的機械攪拌和頂鍛力作用，水平面熱機影響區(qū)的晶粒主要由細小等軸晶組成，形成與板材平行的結合面［7］。塑態(tài)材料在攪拌套擠壓作用下向上流動填補空腔，然后在攪拌針的下壓過程中回流，金屬經(jīng)歷了較大的塑性變形，因此該處產(chǎn)生與焊核區(qū)相同的細晶組織，且與母材組織之間無急劇的過渡界面，有利于焊點接頭力學性能的提高。

在焊點根部，因受到攪拌套回抽階段影響，形成了L形鉤狀區(qū)域，該區(qū)域即為Hook缺陷（見圖10、圖11）。豎直面熱機影響區(qū)界面金屬劇烈的相對運動使得該處產(chǎn)生了明顯的界面，與Hook區(qū)域相連，是焊點力學性能的薄弱區(qū)域［8-9］。

圖10 Hook缺陷Fig.10 Hook defect

圖11 焊點根部特征Fig.11 Root characteristics of spot welding joints

對2219+5A06焊點斷口進行了剖切并制備金相試樣，并進行了SEM分析（見圖12、圖13）。起裂源位于Hook缺陷處，裂紋沿豎直面熱機影響區(qū)向上層板擴展，最終使整個焊點從上層板脫落，并留在下層板上，焊點的性能薄弱區(qū)為Hook缺陷和豎直面熱機影響區(qū)。

圖12 斷口金相Fig.12 Fracture metallographic

圖13 斷口SEM Fig.13 Fracture SEM

3 結論

（1）對2219+5A06鋁合金進行了回填式攪拌摩擦點焊試驗，得到了表面成型質(zhì)量優(yōu)良、力學性能較高的點焊接頭。

（2）分析了不同工藝參數(shù)對2219+5A06 回填式攪拌摩擦點焊接頭力學性能的影響，攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度和下壓-回抽速度對接頭力學性能影響較大，壓入量對接頭力學性能影響較小，攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度及下壓-回抽速度對焊點表面成形的影響相對較大。

（3）對填充式攪拌摩擦點焊接頭進行了微觀組織分析，焊核區(qū)及水平面熱機影響區(qū)主要由細小的等軸晶粒組成，豎直面熱機影響區(qū)與Hook缺陷是焊點力學性能的薄弱區(qū)域，在拉剪力作用下，裂紋首先出現(xiàn)在Hook缺陷處，并沿Hook缺陷環(huán)向擴展，導致接頭的斷裂失效。