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 劉金書(shū)

 （中國(guó)鐵建重工集團(tuán)有限公司，湖南長(zhǎng)沙410100）

 摘要：采用不同的超聲功率成功對(duì)6061-T4鋁合金進(jìn)行了超聲輔助攪拌摩擦焊接試驗(yàn)。對(duì)所獲得的超聲輔助攪拌摩擦焊接接頭的力學(xué)性能、微觀組織和斷口形貌進(jìn)行了對(duì)比分析。結(jié)果表明，接頭的抗拉強(qiáng)度隨著超聲功率增大而升高。超聲功率為1.5 kW時(shí)，抗拉強(qiáng)度達(dá)到最大的221 N/mm2，繼續(xù)增大功率抗拉強(qiáng)度下降，接頭硬度在該功率下分布較為均勻。斷后伸長(zhǎng)率隨功率增加而降低。前進(jìn)側(cè)邊界在軸肩與攪拌針交匯處和攪拌針底部存在收縮的圓弧，

而在前進(jìn)側(cè)邊界攪拌針中間作用區(qū)域形成了稍有弧度的鼓脹。拉伸斷口形貌隨超聲功率增大分別由較大較深的韌窩轉(zhuǎn)變?yōu)檩^小較淺的韌窩、韌窩和準(zhǔn)解理、準(zhǔn)解理和解理等形貌。

關(guān)鍵詞：超聲輔助攪拌摩擦焊；功率；斷口；性能

中圖分類號(hào)：TC453  文章編號(hào)：1007 - 7235( 2016) 06 - 0046 - 05

 攪拌摩擦焊接（Friction stir welding，F(xiàn)SW）是由英國(guó)焊接研究所( TWI)于20世紀(jì)90年代初發(fā)明的一種新型固態(tài)連接技術(shù)，主要用于熔化焊難以焊接的輕合金。隨著攪拌摩擦焊應(yīng)用越來(lái)越廣泛，對(duì)鋁合金焊接質(zhì)量也越來(lái)越高。但常規(guī)攪拌摩擦焊接存在產(chǎn)熱呈“漏斗”狀上下分布不均勻，焊接時(shí)摩擦產(chǎn)生的熱量較大使得接頭產(chǎn)生軟化等問(wèn)題。同時(shí)其固有的焊接結(jié)構(gòu)造成焊縫內(nèi)材料流動(dòng)性不一致，接頭上下力學(xué)性能不一樣。針對(duì)上述常規(guī)攪拌摩擦焊存在問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)常規(guī)攪拌摩擦焊接工藝進(jìn)行改進(jìn)，研究出常規(guī)攪拌摩擦焊接與超聲振動(dòng)復(fù)合的超聲輔助攪拌摩擦焊( Ultrasonic Assis-ted Friction Stir Welding,UAFSW).

 超聲輔助攪拌摩擦焊接是在常規(guī)攪拌摩擦焊接的基礎(chǔ)上，結(jié)合功率超聲利用振動(dòng)能量對(duì)金屬熔體狀態(tài)、組分、功能和結(jié)構(gòu)的作用而研發(fā)出來(lái)的一種復(fù)合焊工藝。本試驗(yàn)在不同超聲功率作用下進(jìn)行超聲輔助攪拌摩擦焊接試驗(yàn)，并分析了超聲功率對(duì)接頭性能、微觀組織及拉伸斷口形貌的影響，同時(shí)研究了在不同超聲功率下接頭斷口形貌的差異。

1  試驗(yàn)過(guò)程

 試驗(yàn)材料為厚度1.8mm的6061-T4鋁合金板，抗拉強(qiáng)度為230 N/mm2，斷后伸長(zhǎng)率為12.3%。其化學(xué)成分見(jiàn)表1。

 在常規(guī)攪拌摩擦焊的基礎(chǔ)上加入軸向振動(dòng)的超聲裝置，形成攪拌摩擦焊與超聲振動(dòng)的復(fù)合的超聲輔助攪拌摩擦焊接（如圖1所示）。焊接過(guò)程中，超聲功率大小可調(diào)，最大功率3 kW。

 超聲輔助攪拌摩擦焊接采用的攪拌頭參數(shù)為：軸肩直徑為ϕ6 mm，攪拌針直徑ϕ2 mm，長(zhǎng)度為1.7mm。焊接參數(shù)為：旋轉(zhuǎn)速度1400 r/min，焊接速度120 mm/min。焊接完成后，用線切割機(jī)橫向切取焊縫橫截面制作金相試樣，在在Leica DMI 5000 M光學(xué)顯微鏡下觀察其金相組織，室溫下在MTS Land-mark 50 k N拉伸試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，TESCANMIRA 3 FE-SEM高真空?qǐng)霭l(fā)射掃描電子顯微鏡對(duì)拉伸斷口進(jìn)行掃描觀察。

2  試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1接頭力學(xué)性能分析

2.1.1接頭拉伸性能分析

 對(duì)焊縫質(zhì)量良好的常規(guī)攪拌摩擦焊接( FSW)接頭和超聲輔助攪拌摩擦焊接( UAFSW)接頭分別進(jìn)行拉伸強(qiáng)度對(duì)比試驗(yàn)。從拉伸試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析可知，常規(guī)攪拌摩擦焊接的平均抗拉強(qiáng)度為207 N／mm2，平均伸長(zhǎng)率為6. 7%。當(dāng)超聲功率增大至0.9 kW時(shí)，超聲輔助攪拌摩擦焊接接頭的平均抗拉強(qiáng)度略有升高，為211 N／mm2，伸長(zhǎng)率保持6.7%不變。隨著超聲功率進(jìn)一步增大至1.5 kW，其所獲接頭的平均抗拉強(qiáng)度達(dá)到221 N／mm2的最大值，達(dá)到母材強(qiáng)度的96%，但伸長(zhǎng)率下降到6%。繼續(xù)增大超聲功率，在超聲功率為2.7 kW的工況下，所獲得超聲輔助攪拌摩擦焊按接頭的抗拉強(qiáng)度不僅沒(méi)有增大，反而下降至203 N／mm2，低于常規(guī)攪拌摩擦焊接頭抗拉強(qiáng)度。伸長(zhǎng)率也下降至4.6%。

 由此可見(jiàn)，超聲功率的大小對(duì)接頭質(zhì)量有直接的影響。超聲波熱效應(yīng)在焊接過(guò)程中增加熱量輸入，但超聲表面效應(yīng)能夠有效降低攪拌頭和待焊件的摩擦因數(shù)，導(dǎo)致由摩擦產(chǎn)生的熱量減少。由于攪拌摩擦焊主要熱量來(lái)源于摩擦生熱，超聲熱效應(yīng)帶來(lái)的熱量不足以彌補(bǔ)摩擦生熱減少帶來(lái)的熱量損失。焊接過(guò)程中測(cè)量FSW和UAFSW的溫度發(fā)現(xiàn)．UAFSW的焊接溫度比FSW要低約500C。較低的焊接溫度能夠增加強(qiáng)化相數(shù)量，阻止晶粒長(zhǎng)大，減小因焊接熱加工帶來(lái)的接頭軟化。因此隨著超聲功率增加，焊接溫度降低，接頭抗拉強(qiáng)度升高。但繼續(xù)增加超聲功率，加劇了超聲波表面效應(yīng)，攪拌頭和待焊件間摩擦因數(shù)進(jìn)一步減小，攪拌頭的旋轉(zhuǎn)與塑性金屬間滑動(dòng)增大，焊縫金屬流動(dòng)不充分。同時(shí)更低焊接溫度導(dǎo)致塑性金屬流動(dòng)性變差，增大焊縫內(nèi)部組織分布不均勻，造成接頭力學(xué)性能降低。

2.1.2接頭硬度分析

 圖2所示當(dāng)超聲功率為0.9 kW，1.5 kW，2.7kW時(shí)距焊縫上表面焊縫橫截面0.9 mm處的硬度值。從圖2可以看出，超聲輔助攪拌摩擦焊與常規(guī)攪拌摩擦焊接硬度分布大致相同，呈W狀分布。在功率小于1.5 kW時(shí)，硬度隨著功率增加而增大；繼續(xù)增大功率硬度值不增反降。在2.7 kW時(shí)硬度值最小，其幅度變化也最大。1.5 kW時(shí)的硬度波動(dòng)較小，焊縫硬度分布較均勻。

 超聲功率在1.5 kW時(shí)，其摩擦產(chǎn)生的熱量導(dǎo)致金屬塑性流變以及摩擦因數(shù)帶來(lái)的金屬流動(dòng)達(dá)到了最佳結(jié)合，整個(gè)焊縫硬度分布較為均勻，常見(jiàn)的W形硬度分布不明顯。但繼續(xù)增大功率，超聲表面效應(yīng)增大導(dǎo)致摩擦因數(shù)繼續(xù)減小，同時(shí)超聲的體積效應(yīng)導(dǎo)致塑性金屬運(yùn)動(dòng)粘度減小，造成攪拌頭周圍材料振動(dòng)與遠(yuǎn)離攪拌頭的材料出現(xiàn)較大的反差，因此在2.7 kW功率時(shí)焊縫內(nèi)部硬度分布最不均勻。

2.2微觀組織分析

 圖3a和圖3b分別所示為常規(guī)攪拌摩擦焊和超聲輔助攪拌摩擦焊焊縫前進(jìn)側(cè)組織，包括焊核區(qū)( SZ)、熱機(jī)影響區(qū)(TMAZ)和熱影響區(qū)(HAZ)。

 對(duì)比分析圖3a和圖3b可以看出，超聲輔助攪拌摩擦焊接的前進(jìn)側(cè)邊界比常規(guī)攪拌摩擦焊接的邊界較為清晰。超聲輔助攪拌摩擦焊焊縫熱機(jī)影響區(qū)較小。在圖3b所示箭頭處，超聲輔助攪拌摩擦焊邊界有向內(nèi)明顯的弧形收縮。同時(shí)在兩箭頭中間部分前進(jìn)側(cè)邊界稍有鼓脹（如圖3b中弧線所示）。這是因?yàn)樵诔�聲機(jī)械效應(yīng)作用下，使得攪拌頭對(duì)周圍金屬切削作用更為明顯。超聲振動(dòng)的機(jī)械效應(yīng)、表面效應(yīng)可顯著降低切削阻力，比普通切削的切削力降低60%，并可有效降低刀屑之間的摩擦因數(shù)，因此使得超聲輔助攪拌摩擦焊接前進(jìn)側(cè)邊界較為清晰。焊縫表面和焊縫底部的材料在軸肩超聲振動(dòng)作用下反復(fù)抽壓，將上下兩部分的材料擠向焊縫中部，因此出現(xiàn)了前進(jìn)側(cè)邊界鼓出的圓弧。

2.3接頭斷口形貌對(duì)比

 圖4所示為常規(guī)攪拌摩擦焊焊縫拉伸斷口SEM圖。由圖4可見(jiàn)，該斷口布滿了大大小小較深的韌窩，同時(shí)大韌窩內(nèi)存在許多小韌窩。韌窩底部有夾雜物和第二相粒子脫離后留下的孔洞。韌窩數(shù)量較多且深，撕裂棱明顯，反映出常規(guī)攪拌摩擦焊接接頭塑性變形能力較大。在大韌窩周圍有撕裂棱的聚集，這是由于在拉應(yīng)力的作用下，第二相粒子周圍堆積的位錯(cuò)環(huán)被推向粒子而形成微孔，微孔不斷長(zhǎng)大并相互擠壓聚合，在長(zhǎng)大聚合過(guò)程中部分韌窩變形較大，其周邊被擠壓而產(chǎn)生了撕裂棱聚集。

 超聲功率為0.9 kW的超聲輔助攪拌摩擦焊接接頭拉伸斷口形貌如圖5所示。與圖4相比，大韌窩尺寸較小，韌窩較淺，撕裂棱不如常規(guī)攪拌摩擦焊接斷口明顯。在左上部大韌窩底部有滑移斷裂出現(xiàn)的較為平坦的蛇形滑移花樣。蛇形滑移是接頭內(nèi)不同晶粒之間同時(shí)沿著幾個(gè)相交的滑移面滑移而形成的彎曲條紋。圖5斷口上部較平坦，下方較高，斷面起伏較大。

 圖6所示為超聲功率為1.5 kW時(shí)UAFSW試樣在拉應(yīng)力作用下形成的斷口形貌。斷口中韌窩數(shù)量、尺寸及深度均有不同程度下降。韌窩大小、深淺及數(shù)量取決于材料斷裂時(shí)夾雜物和第二相粒子的大小、間距和數(shù)量；韌窩深度是反映材料塑性變形能力大小的主要因素之一。斷口中還有局部形成的小平面，平面上有明顯的撕裂棱，為準(zhǔn)解理形貌。因此該斷口為韌窩和準(zhǔn)解理的混合斷裂形式。圖6中韌窩較淺，且準(zhǔn)解理屬于脆性斷裂的一種，因此接頭塑性變形能力較弱。

 超聲功率為2.7 kW的超聲輔助攪拌摩擦焊接頭拉伸斷口形貌如圖7所示。圖7中韌窩數(shù)量很少，主要由準(zhǔn)解理的小平面和解理臺(tái)階構(gòu)成。局部能看到明顯的撕裂棱。韌窩向下被拉長(zhǎng)呈開(kāi)口向下的拋物線狀，說(shuō)明斷裂是從上向下發(fā)展，出現(xiàn)了拉伸撕裂。該斷口的塑性變形能力最差。

 超聲波的機(jī)械效應(yīng)、體積效應(yīng)、表面效應(yīng)、熱效應(yīng)相互作用，對(duì)接頭質(zhì)量起著重要作用。一定功率下的機(jī)械振動(dòng)在超聲輔助攪拌摩擦焊接過(guò)程中可以促進(jìn)焊縫內(nèi)材料充分流動(dòng)，加速焊縫內(nèi)組織均勻。UAFSW焊接過(guò)程中超聲的加入沒(méi)有使得焊接溫度升高，反而因?yàn)槌�聲的表面效�?yīng)導(dǎo)致摩擦因數(shù)減小，從而造成UAFSW焊接溫度比FSW的低。較低的熱量輸入加速了焊縫內(nèi)部塑性金屬在冷卻時(shí)形核位置增多，形核更加細(xì)小，加速形核過(guò)程。圖5中在超聲作用下形核較多，但尺寸較小，斷裂后韌窩尺寸較小、較淺。隨著超聲功率增加，超聲振幅進(jìn)一步增大，使得焊縫金屬流動(dòng)不均勻，拉伸斷口呈現(xiàn)了韌窩、準(zhǔn)解理和解理混合斷裂形式，如圖6和圖7。隨著超聲功率增大，圖4中斷口形貌由大而深的韌窩逐漸變?yōu)閳D5小而淺的韌窩以及圖6和圖7中混合斷裂形貌，這些與試樣拉伸試驗(yàn)中斷后伸長(zhǎng)率隨著超聲功率增加而降低現(xiàn)象是一致的。

3  結(jié)論

 1)超聲輔助攪拌摩擦焊接接頭的拉伸強(qiáng)度隨著超聲功率的增加先升高、后降低。在超聲功率為1.5kW時(shí)達(dá)到最高的221 N/mm2，達(dá)到母材的96%。伸長(zhǎng)率隨著超聲功率的增加而呈降低趨勢(shì)。

 2)超聲輔助攪拌摩擦焊接在超聲功率為1.5 kW時(shí)的接頭強(qiáng)度最高，硬度分布最均勻。繼續(xù)增大超聲功率其接頭強(qiáng)度和硬度下降較為明顯，低于常規(guī)攪拌摩擦焊的；伸長(zhǎng)率隨超聲功率增加而減小。

 3)超聲輔助攪拌摩擦焊的前進(jìn)側(cè)邊界比常規(guī)攪拌摩擦焊的邊界更加清晰，熱機(jī)影響區(qū)較小。前進(jìn)側(cè)邊界在軸肩與攪拌針交匯處和攪拌針底部存在收縮的圓弧，而在前進(jìn)側(cè)邊界攪拌針中間作用區(qū)域形成了稍有弧度的鼓脹。

  4)超聲功率對(duì)超聲輔助攪拌摩擦焊接頭拉伸斷口形貌有明顯的作用。隨著功率增加，斷口形貌分別由較大較深的韌窩轉(zhuǎn)變?yōu)檩^小較淺的韌窩，韌窩和準(zhǔn)解理，準(zhǔn)解理和解理等形貌。