李 博，沈以赴，胡偉葉,

(1. 南京航空航天大學(xué) 材料科學(xué)與技術(shù)學(xué)院，南京 210016；2. 中國航天科工集團(tuán) 南京晨光廠 工藝研究所，南京210012)

伸縮式攪拌頭厚鋁板攪拌摩擦焊缺陷及其補(bǔ)焊工藝

李 博1，沈以赴1，胡偉葉1,2

(1. 南京航空航天大學(xué) 材料科學(xué)與技術(shù)學(xué)院，南京 210016；2. 中國航天科工集團(tuán) 南京晨光廠 工藝研究所，南京210012)

采用伸縮式攪拌頭對25 mm板厚2219-T6鋁合金進(jìn)行攪拌摩擦焊，在多道補(bǔ)焊時(shí)避免攪拌頭軸肩的二次下壓量造成的底部焊穿。對25 mm板厚2219-T6攪拌摩擦焊焊縫的微觀組織、材料缺失型缺陷及弱連接型缺陷進(jìn)行觀察。結(jié)果表明：焊縫沿厚度方向分為軸肩影響區(qū)和攪拌針影響區(qū)，焊接參數(shù)的變化與這兩區(qū)域中缺陷的產(chǎn)生存在一定關(guān)系，焊縫中的材料缺失型缺陷遵循一定的體積守恒關(guān)系。利用伸縮式攪拌頭制備不同尺寸的焊縫根部未焊透缺陷，發(fā)現(xiàn)未焊透的深度與焊縫抗拉強(qiáng)度呈非線性關(guān)系。在統(tǒng)一的焊接參數(shù)規(guī)范下，調(diào)整攪拌針伸出長度進(jìn)行多道焊，研究多道補(bǔ)焊工藝對焊縫組織性能的影響。

2219鋁合金；攪拌摩擦焊；焊縫缺陷；伸縮式攪拌頭；多道焊

攪拌摩擦焊(Friction stir welding, FSW)作為一種多用于鋁合金的新型固相連接技術(shù)，可避免傳統(tǒng)熔化焊造成的焊縫冶金缺陷[1-3]。FSW 是一種利用高速旋轉(zhuǎn)的非消耗式攪拌頭扎入工件，在行進(jìn)過程中通過其摩擦和攪拌產(chǎn)生的熱-機(jī)械耦合作用使被焊金屬塑化、遷移、擴(kuò)散，冷卻后實(shí)現(xiàn)連接的技術(shù)。FSW主要的焊接熱源來自攪拌頭與工件的摩擦產(chǎn)熱和焊縫區(qū)金屬釋放的塑性變形熱[4]。

厚板高強(qiáng)鋁合金具有厚度大、導(dǎo)熱系數(shù)大、熱裂紋傾向大，熔焊接頭強(qiáng)度低、易生氣孔、焊后變形大、常需多層多道焊等特點(diǎn)，可優(yōu)先選用 FSW 工藝進(jìn)行連接[5-6]。然而，若采用薄板FSW常用的攪拌頭及焊接工藝參數(shù)對厚板施焊，往往無法獲得優(yōu)質(zhì)接頭[6]。不適當(dāng)?shù)暮附訁?shù)和工藝操作會(huì)導(dǎo)致 FSW 焊縫表面及內(nèi)部出現(xiàn)飛邊、犁溝、隧道、孔洞、吻接等非冶金缺陷[3,7-10]。在實(shí)際工程應(yīng)用中，通過FSW二次補(bǔ)焊、多道疊焊、填充塞焊等方法可有效彌補(bǔ)焊縫內(nèi)部缺陷，但多道補(bǔ)焊工藝往往需要更換攪拌頭，這是由于攪拌頭的軸肩在焊接時(shí)會(huì)施加一定的下壓量并造成焊縫表面的塌陷，而攪拌針的長度與焊縫厚度相當(dāng)，因此，在使用原有尺寸的攪拌頭進(jìn)行二次補(bǔ)焊時(shí)，軸肩的二次下壓量會(huì)導(dǎo)致攪拌針扎透底板，造成焊縫背部焊穿，嚴(yán)重削弱焊縫強(qiáng)度。本文作者選用的可伸縮式攪拌頭能夠靈活地調(diào)整攪拌針伸出長度，既能用于焊接不同厚度的試板，也避免了在二次補(bǔ)焊時(shí)攪拌針造成的焊穿缺陷。

本文作者主要研究25 mm厚板2219-T6高強(qiáng)鋁合金 FSW 對接焊縫中典型缺陷的形貌特征、產(chǎn)生機(jī)理及其與焊接工藝參數(shù)的關(guān)系，并將其劃分為材料缺失型缺陷和弱連接型缺陷兩類。利用伸縮式攪拌頭，針對焊縫的內(nèi)部缺陷進(jìn)行補(bǔ)焊工藝試驗(yàn)，進(jìn)一步探討多道補(bǔ)焊對于焊縫組織性能的影響。

1 實(shí)驗(yàn)

采用25 mm板厚的2219鋁合金，熱處理狀態(tài)為T6狀態(tài)，即固溶處理后人工時(shí)效。材料的合金元素(質(zhì)量分?jǐn)?shù))如下：6.48%Cu、0.49%Si、0.32%Mn、0.23%Fe、0.2%Zr、0.08%V、0.06%Ti、0.04%Zn 等，室溫下母材的抗拉強(qiáng)度(σb)、屈服強(qiáng)度(σ0.2)和伸長率(δ)分別可達(dá)410 MPa、345 MPa和15%。

FSW設(shè)備選用大型臥式攪拌摩擦焊機(jī)，采用伸縮式梯形螺紋攪拌頭，軸肩直徑為32 mm，攪拌針伸縮長度范圍為0~25 mm。為增加攪拌針周圍金屬的塑性變形程度，在攪拌針螺紋圓臺的側(cè)面設(shè)計(jì)一個(gè)平剖面，如圖1所示。

首先對多組對接試板進(jìn)行焊接工藝參數(shù)優(yōu)化試驗(yàn)。FSW的參數(shù)主要包括：攪拌頭轉(zhuǎn)速n(r/min)、行走焊速 v(mm/min)、攪拌針伸出長度 h(mm)及軸肩下壓量d(mm)。工藝試驗(yàn)中，攪拌頭前傾角統(tǒng)一設(shè)定為2°，攪拌針扎入位置相對焊縫中心線的偏移量為 0，試板通過焊接設(shè)備的床臺和專用夾具緊固。

圖1 伸縮式攪拌頭結(jié)構(gòu)及攪拌針形貌示意圖Fig.1 Schematic diagram of telescopic FSW tool and appearance of stir-pin

為觀察FSW焊縫缺陷的形貌及特征，利用X射線探傷、熒光粉滲透檢測等無損檢測方法來確定焊縫缺陷的位置，然后在缺陷位置處橫向解剖焊縫并進(jìn)行金相檢驗(yàn)。腐蝕金相的混合酸為Keller試劑。通過立體顯微鏡(SM)和光學(xué)顯微鏡(OM)觀察無缺陷焊縫的宏觀形貌、微觀組織以及焊縫缺陷的形貌特征。

使用統(tǒng)一的 FSW 優(yōu)化工藝參數(shù)，通過調(diào)整攪拌針的伸出長度 h，制備具有不同深度的根部未焊透缺陷焊縫，分別在室溫下進(jìn)行拉伸力學(xué)性能測試，分析未焊透缺陷的幾何尺寸對接頭強(qiáng)度系數(shù)的影響。

采用優(yōu)化的焊接參數(shù)，調(diào)整攪拌針伸出長度 h，對有內(nèi)部缺陷的焊縫實(shí)施補(bǔ)焊，即二次FSW，觀察補(bǔ)焊接頭的宏觀形貌。為進(jìn)一步研究多道 FSW 補(bǔ)焊工藝對厚板2219-T6鋁合金對接接頭組織性能的影響，在采用統(tǒng)一的FSW工藝參數(shù)規(guī)范下進(jìn)行單道FSW、雙道FSW及三道FSW工藝試驗(yàn)。在立式顯微鏡下觀察焊縫橫截面，沿焊縫橫截面的橫向進(jìn)行顯微硬度測試，加載載荷為50 g，并將多道FSW焊縫試板分別進(jìn)行橫向室溫機(jī)械拉伸試驗(yàn)，采用電子掃描顯微鏡(SEM)進(jìn)行拉伸斷口分析。

2 結(jié)果與討論

2.1 焊接參數(shù)優(yōu)化結(jié)果

FSW工藝參數(shù)的優(yōu)化結(jié)果如下：當(dāng)d=0.5 mm、h=24 mm時(shí)，n=2 600 r/min、v=80 mm/min；n=3 000 r/min、v=100 mm/min，能夠得到無焊接缺陷的優(yōu)質(zhì)焊縫。

立式顯微鏡觀察到的焊縫截面宏觀形貌以及光學(xué)顯微鏡觀察到的 FSW 焊核區(qū)(SN)、熱機(jī)械影響區(qū)(TMAZ)、熱影響區(qū)(HAZ)及母材(BM)的微觀組織見圖2。AS代表 FSW 前進(jìn)側(cè)，即攪拌針旋轉(zhuǎn)的線速度與其行走焊速方向一致的一側(cè)，而方向相反的另一側(cè)為后退側(cè) RS。由于焊接過程中攪拌頭兩側(cè)粘塑性金屬的流動(dòng)性存在明顯差異，前進(jìn)側(cè)的母材與相鄰流場金屬的變形差大于后退側(cè)的[11]，因此，可觀察到前進(jìn)側(cè)焊核區(qū)與過渡區(qū)域(TMAZ+HAZ)的分界線比后退側(cè)的更為明顯。SN區(qū)(見圖2(c))主要為細(xì)小等軸晶，晶粒尺寸為5~8 μm，該區(qū)域晶粒在FSW過程中發(fā)生了反復(fù)的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶；TMAZ(見圖2(d))受到攪拌頭高速旋轉(zhuǎn)時(shí)的機(jī)械拉伸作用，晶粒形貌呈狹長的條帶狀；HAZ(見圖 2(e))只受到熱循環(huán)作用，未發(fā)生明顯塑性變形，但晶粒嚴(yán)重長大。

如圖2(a)所示，焊核區(qū)內(nèi)有典型的FSW洋蔥環(huán)組織(Onion rings)，經(jīng)光學(xué)顯微鏡放大，觀察到波浪狀的“紊流”流線，并分層、相間分布，這些流線也反映了FSW過程中粘塑性金屬的遷移軌跡。有研究表明：洋蔥環(huán)層間有微細(xì)雜質(zhì)顆粒富集，層與層相對移動(dòng)時(shí)產(chǎn)生摩擦熱，變形塑性金屬首先在層間結(jié)核并生成與層內(nèi)晶粒差異較大的超細(xì)晶粒，腐蝕后從宏觀上看為特殊的洋蔥環(huán)結(jié)構(gòu)[12]。

2.2 材料缺失型缺陷特征與機(jī)理

當(dāng)其他焊接參數(shù)一定、FSW 軸肩下壓量 d＞1 mm時(shí)，焊縫兩側(cè)出現(xiàn)嚴(yán)重飛邊；當(dāng)d＜0.2 mm時(shí)，在不合適的轉(zhuǎn)速和焊速下，焊縫出現(xiàn)如圖3(a)和(b)所示的類疏松缺陷，多位于焊縫中上部，且前進(jìn)側(cè)有裂紋狀疏松。

圖2 2219-T6厚鋁板FSW無缺陷焊縫宏觀形貌及各區(qū)域組織Fig.2 Macrostructure (a) and microstructures of 2219-T6 thick FSW sound weld in base material (BM) (b), stir nugget (SN) (c),thermo-mechanically affected zone (TMAZ) (d) and heat-affected zone (HAZ) (e)

圖3 厚鋁板FSW焊縫疏松SM像、拉伸斷面單一孔洞SEM像、集群狀孔洞OM像和缺陷X射線探傷照片F(xiàn)ig.3 SM images of porosities ((a), (b)), SEM image of hole on fracture surface (c), OM images of clusters of holes ((d), (e)) and X-ray image of defects (f) of FSW welds of thick aluminum plates

當(dāng)其他焊接參數(shù)一定、n=2 600 r/min、v＞120 mm/min時(shí)，焊縫易在前進(jìn)側(cè)底部出現(xiàn)狹長的隧道缺陷，隧道是長徑比較大的孔洞缺陷的一種特殊形式；當(dāng)v=80 mm/min、n＜2 100 r/min時(shí)，整條焊縫均出現(xiàn)不連續(xù)的孔洞缺陷。焊縫內(nèi)部的孔洞缺陷既可單獨(dú)存在(見圖 3(c)中焊縫拉伸斷口上暴露出來的單一大孔洞)，也可呈集群狀密集分布，其尺寸從厘米級到微米級不等(見圖 3(d)和(e))。圖 3(f)所示為典型缺陷的 X射線探傷照片。由圖 3(f)可觀察到隧道與不連續(xù)的孔洞缺陷出現(xiàn)在同一條焊縫內(nèi)。

飛邊、孔洞、隧道和疏松等缺陷以及攪拌頭軸肩下壓量造成的焊縫塌陷、焊縫表面產(chǎn)生的犁溝、攪拌針在焊縫末端留下的匙孔都對焊縫處原有的金屬材料造成了“缺失”，故本文作者將這一類缺陷歸類并定義為“材料缺失型缺陷”，如圖4所示。由于FSW是非熔化焊接，焊縫金屬塑性變形時(shí)的最高溫度在熔點(diǎn)以下，故不存在熔焊母材氣化、飛濺損耗及凝固過程中的體積收縮，且對于包括Al-Cu系在內(nèi)的大多數(shù)鋁合金的FSW過程，焊縫材料不發(fā)生相變[1-2]，故FSW過程遵循經(jīng)典的金屬塑性變形體積不變定律。因此，對于FSW焊縫的材料缺失型缺陷，如圖4中所示，將飛邊溢出的材料體積記作V1，焊縫塌陷體積記作V2，焊縫孔洞、隧道、疏松和犁溝等體積記作V3，匙孔體積記作V4，那么，飛邊溢出的材料體積應(yīng)等于其他材料缺失型缺陷的體積和，即V1=V2+V3+V4。該經(jīng)驗(yàn)性的守恒關(guān)系有助于理解不同種類的 FSW 材料缺失型缺陷之間的相互聯(lián)系，若焊縫飛邊嚴(yán)重，焊縫塌陷輕微且無表面犁溝，那么可以判定產(chǎn)生飛邊的一部分材料很大程度上來自于焊縫內(nèi)部的材料缺失型缺陷。

在 FSW 過程中，由于向前行進(jìn)的攪拌頭會(huì)在其后方留下瞬時(shí)空腔，只有當(dāng)焊縫區(qū)域金屬材料發(fā)生劇烈的塑性變形后成為粘流體，并在攪拌頭高速旋轉(zhuǎn)的機(jī)械作用和低壓瞬時(shí)空腔的內(nèi)吸力作用下順利地遷移并填充至該空腔內(nèi)時(shí)，才能保證在空腔位置處不產(chǎn)生孔洞、隧道、疏松等缺陷，形成致密的焊縫。因此，如何形成數(shù)量較多、流動(dòng)性能良好的塑化金屬粘流體并及時(shí)補(bǔ)充到攪拌頭不斷產(chǎn)生的材料缺失空間是避免材料缺失型缺陷的關(guān)鍵。

FSW 是一個(gè)復(fù)雜的熱力耦合過程，金屬材料在FSW 過程中塑性變形的范圍和程度以及材料塑化后的流動(dòng)性能主要取決于母材的物化性能、攪拌頭“旋轉(zhuǎn)-摩擦-行走”的復(fù)合機(jī)械行為以及焊接過程的熱輸入量。對于薄板工件，F(xiàn)SW的熱輸入量主要來自攪拌頭的軸肩底面與焊縫表面的旋轉(zhuǎn)摩擦；而對于厚板FSW，不僅要考慮軸肩與工件的摩擦產(chǎn)熱，也要考慮攪拌針對于焊縫中部和底部焊核區(qū)熱機(jī)械的影響。由于鋁合金傳熱快，當(dāng)焊縫上表面與軸肩的摩擦熱傳導(dǎo)至焊縫中下部時(shí)，部分熱量會(huì)迅速耗散到母材、攪拌頭及空氣中，因此，在厚板 FSW 焊縫的中下部，攪拌針側(cè)面與周圍材料的摩擦產(chǎn)熱、攪拌針周圍被焊材料釋放的塑性變形熱在總熱輸入量中所占的比例會(huì)明顯上升?？紤]到薄板鋁合金FSW與厚板鋁合金FSW在焊接熱輸入量分布上的差異，本研究將厚鋁板FSW焊縫在其厚度方向上劃分為上部的軸肩影響區(qū)和中下部的攪拌針影響區(qū)。

厚板 FSW 焊縫軸肩影響區(qū)的焊接熱輸入模型和熱力耦合方式類似于薄板 FSW 的，故可采用薄板鋁合金 FSW 焊縫單位長度熱輸入量 q的計(jì)算公式(式(1))[7]來表示軸肩影響區(qū)的焊接熱輸入，若熱效率η、摩擦因數(shù)μ不變，那么，軸肩半徑R、轉(zhuǎn)速n、焊速v和軸肩下壓力p(可等效于軸肩下壓量d)就成為影響軸肩影響區(qū)熱輸入量的主要工藝參數(shù)。厚板鋁合金FSW焊縫攪拌針影響區(qū)主要部分為焊核區(qū)，其 TMAZ和

圖4 FSW焊縫材料缺失型缺陷的示意圖Fig.4 Schematic diagram of FSW material-loss weld-defect type

HAZ比軸肩影響區(qū)內(nèi)二者的范圍更窄。而焊核區(qū)在FSW 過程中經(jīng)歷了反復(fù)的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶過程，該過程中焊核區(qū)的最高溫度T可用式(2)[13]表示，當(dāng)材料系數(shù)β(＞1)、系數(shù) K以及母材熔點(diǎn) Tm一定時(shí)，F(xiàn)SW 工藝參數(shù)因子n2/v就成為影響T的關(guān)鍵因素?？梢?，攪拌頭的轉(zhuǎn)速n對于焊縫攪拌針影響區(qū)的熱輸入貢獻(xiàn)大于對軸肩影響區(qū)的，而軸肩影響區(qū)的熱輸入量則更依賴于攪拌頭的軸肩尺寸。

根據(jù)式(1)、(2)以及實(shí)驗(yàn)結(jié)果，當(dāng)下壓量d過小，即軸肩壓力不足時(shí)，導(dǎo)致軸肩影響區(qū)熱輸入量不足，也不利于焊縫材料致密化，厚板 FSW 焊縫會(huì)在近表面位置產(chǎn)生類疏松缺陷。當(dāng)其他參數(shù)一定時(shí)，轉(zhuǎn)速 n越小，則焊縫越傾向于在攪拌針影響區(qū)中產(chǎn)生孔洞缺陷，這是由于該區(qū)域熱輸入量不足、材料塑性變形程度不高、粘塑性金屬不多，或其流動(dòng)性不好，不能充分填滿攪拌針周圍的瞬時(shí)空腔所造成的；當(dāng)其他參數(shù)一定時(shí)，焊速v過大，攪拌頭行走過快，塑性變形金屬來不及在冷固之前填充至瞬時(shí)空腔內(nèi)，往往在焊縫前進(jìn)側(cè)靠近熱機(jī)影響區(qū)的位置產(chǎn)生狹長的隧道缺陷。因此，只有在適當(dāng)?shù)?FSW 工藝參數(shù)下才能避免焊縫材料缺失型缺陷的產(chǎn)生。

2.3 弱連接型缺陷形貌及影響

由于鋁板焊前對接界面存在致密的氧化膜，若不能在 FSW 過程中充分打碎，那么，高密度且細(xì)小的Al2O3顆粒陣列會(huì)形成典型的 S型曲線[14-15]。該缺陷腐蝕后呈曲折的細(xì)黑線，也稱為之字曲線。由于脆性Al2O3顆粒陣列造成一定的阻隔，使 S型曲線兩側(cè)的金屬無法通過混合和擴(kuò)散實(shí)現(xiàn)充分連接，S型曲線實(shí)際上是一種焊縫吻接缺陷。本研究中，F(xiàn)SW焊縫內(nèi)出現(xiàn)的S型曲線微觀形貌如圖5所示，局部放大后能觀察到典型的微裂紋形貌(見圖5(d))。

FSW 攪拌針的末端與焊縫背部有一定的微小距離，以防止其扎透或焊穿試板，因此，在焊縫根部往往會(huì)留下微細(xì)的類裂紋狀未焊透缺陷，而在靠近焊核區(qū)的末端，其走向又隨著焊縫TMAZ狹長晶粒的流線方向而發(fā)生偏折，如圖6(a)和(b)所示。與S型曲線類似，根部的未焊透曲線也由試板對接界面所留下的致密Al2O3顆粒陣列(氧化膜)組成。根部未焊透缺陷不易通過X射線探傷發(fā)現(xiàn)，但利用含熒光粉的乳液通過毛細(xì)作用可滲透進(jìn)入未焊透縫隙中，并在紫外燈光的照射下發(fā)出熒光，從而可直觀地檢測到該缺陷，這就是熒光粉滲透檢測的方法，其檢測效果見圖6(c)。

圖6 FSW焊縫根部未焊透缺陷形貌及未焊透缺陷的熒光粉滲透檢測結(jié)果Fig. 6 Appearance of root-flaw weld-defect ((a), (b)) and its fluorescent penetrating fluid inspection result (c)

上述兩類FSW焊縫缺陷可歸類為弱連接型缺陷。當(dāng)FSW轉(zhuǎn)速n或焊速v較慢時(shí)，焊縫中部往往會(huì)產(chǎn)生S型曲線，只有在攪拌頭劇烈攪拌作用下，塑性材料的混合和遷移更加充分，試板對接界面上的氧化膜才能被充分打碎，Al2O3顆粒彌散分布于焊核區(qū)，S型曲線才可避免。而焊縫的根部未焊透缺陷在 FSW 工藝中很常見，深度在0.2 mm以下的未焊透缺陷常難以避免，由于其幾何尺寸極小，很難通過調(diào)整軸肩下壓量d、攪拌針扎入或伸出長度h來精確控制。在實(shí)際工藝操作中，d+h往往略微小于焊接試板厚度，因此，會(huì)形成極小尺寸的未焊透缺陷；但是，當(dāng)d+h的值過大時(shí)，則更易引起焊縫背部焊穿。

正是由于 FSW 焊縫根部的類裂紋未焊透缺陷很難避免，因此，研究其對于焊接接頭強(qiáng)度系數(shù)的影響十分必要。本研究通過調(diào)整伸縮式攪拌頭的攪拌針伸出長度 h，在 n=3 000 r/min、v=100 mm/min、d=0.5 mm等焊接參數(shù)下，制備出其背面有不同深度未焊透缺陷的焊縫，并分別進(jìn)行橫向拉伸試驗(yàn)，獲得未焊透深度與焊縫抗拉強(qiáng)度的非線性關(guān)系曲線(見圖7)。

圖7 焊縫抗拉強(qiáng)度與根部未焊透深度的關(guān)系Fig. 7 Relationship between tensile strength and length of root-flaw of FSW welds

由圖7可知，對于未焊透深度在0.1 mm以內(nèi)的25 mm板厚2219-T6鋁合金FSW焊縫，其中：σb可達(dá)336 MPa，為母材的82%；當(dāng)未焊透深度小于0.5 mm時(shí)，σb下降緩慢；當(dāng)未焊透深度大于 0.5 mm時(shí)，σb的下降梯度明顯增加；當(dāng)未焊透深度大于1 mm時(shí)，σb下降速度平緩，但接頭的強(qiáng)度系數(shù)已小于65%。因此，對于25 mm板厚2219-T6鋁合金FSW焊縫，其根部未焊透深度應(yīng)控制在0.5 mm以內(nèi)，這樣才能基本保證 FSW 的接頭強(qiáng)度不受嚴(yán)重影響。若未焊透缺陷的尺寸過大，不僅會(huì)減小焊縫橫向的實(shí)際受力面積，而且也會(huì)在靜拉伸過程中提供既成的裂紋尖端，這是由該缺陷的形貌特征決定的。另一方面，焊縫機(jī)械拉伸試驗(yàn)表明，深度在一定微小幾何尺寸范圍內(nèi)的未焊透缺陷對接頭強(qiáng)度的影響并不大。

當(dāng)設(shè)定攪拌針的伸出長度h=23.0 mm、軸肩下壓量d=0.5 mm時(shí)，即設(shè)計(jì)理論未焊透深度為1.0 mm，獲得的焊縫拉伸斷口SEM像見圖8。宏觀斷口SEM像中，焊縫根部未焊透的實(shí)際深度為0.4~0.8 mm，見圖 8(a)中箭頭標(biāo)注處。其斷口大致沿焊縫后退側(cè)的焊核區(qū)和熱影響區(qū)分界線的方向斷裂，斷裂發(fā)生的起始位置在焊縫根部的未焊透缺陷部位，繼而迅速斷裂。斷口微觀形貌特征為典型的韌窩，韌窩形貌如圖8(b)所示。

圖8 未焊透缺陷的25 mm厚2219-T6鋁合金FSW焊縫的拉伸斷口宏觀SEM像及微觀韌窩的SEM像Fig. 8 SEM images of macrofracture surface (a) and micro dimples (b) of 25 mm thickness 2219-T6 FSW weld with rootflaw

2.4 多道補(bǔ)焊及其焊縫力學(xué)性能

FSW 補(bǔ)焊試驗(yàn)表明，在 n=3 000 r/min、v=100 mm/min、d=0.5 mm、h=20 mm的工藝條件下，對有內(nèi)部材料缺失型缺陷的焊縫實(shí)施補(bǔ)焊，F(xiàn)SW補(bǔ)焊焊縫的組織致密，孔洞、隧道、疏松、S型曲線等缺陷能夠被完全消除，但焊縫表面的塌陷深度大約增加至1.2 mm，如圖 9所示，原本有孔洞缺陷的一條焊縫在經(jīng)過FSW多道補(bǔ)焊工藝后，能夠成功消除內(nèi)部缺陷。

圖9 缺陷焊縫經(jīng)FSW補(bǔ)焊工藝后的橫截面宏觀形貌Fig. 9 Appearance of weld with defect after FSW repairing welding process: (a) Origin weld without repairing; (b) Asprocessed weld after repairing

FSW 單道焊、二道疊加焊、三道疊加焊的 FSW焊接參數(shù)如下：n=3 000 r/min、v=100 mm/min、d=0.5 mm、前傾角2°、攪拌針伸出長度h=20 mm，且每道疊加 FSW 的攪拌頭旋轉(zhuǎn)方向、行走方向和行走軌跡均一致。焊縫的橫截面經(jīng)研磨、拋光和腐蝕后，其宏觀形貌分別見圖10(a)(單道焊)、(b)(雙道焊)和(c)(三道焊)?？梢园l(fā)現(xiàn)，經(jīng)過FSW多道焊后，不僅焊縫中焊核區(qū)的寬度明顯增加，且熱影響區(qū)的范圍也略有擴(kuò)大。洋蔥環(huán)的形貌更加明顯，但紋理更加紊亂。顯微觀察發(fā)現(xiàn)，焊核區(qū)細(xì)小等軸晶的平均晶粒尺寸隨FSW道次的增加而減小，晶粒度在3~10 μm之間；熱機(jī)械影響區(qū)的狹長晶粒尺寸無明顯變化，但熱影響區(qū)晶粒尺寸增加。每經(jīng)過一次FSW，焊核區(qū)晶粒都發(fā)生一輪反復(fù)的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶過程，在攪拌頭的多次攪拌作用后，焊核區(qū)晶粒進(jìn)一步細(xì)化。每道疊加的 FSW 都會(huì)對上一道焊縫的熱影響區(qū)增加一次熱輸入過程，當(dāng)然，隨著焊核區(qū)寬度的增加，部分原來的熱影響區(qū)晶粒會(huì)被重新打碎，成為新一道焊縫的焊核區(qū)或熱機(jī)影響區(qū)晶粒。

圖10 n=3 000 r/min、v=100 mm/min、d=0.5 mm、h=20 mm時(shí)單道焊、雙道焊、三道焊的焊縫橫截面宏觀形貌以及各自的斷口宏觀和微觀SEM像Fig. 10 Macrostructures of single-pass (a), double-pass (b) and triple-pass (c) weld cross sections and macro ((d), (e), (f)) and micro ((g), (h), (i)) SEM images of respective tensile fracture surface at n=3 000 r/min, v=100 mm/min, d=0.5 mm and h=20 mm

焊縫橫截面顯微硬度測試結(jié)果表明，母材的最高顯微硬度為124HV，單道FSW、二道FSW、三道FSW焊核區(qū)的最高硬度分別為107、112和114HV，3條焊縫硬度最低的位置均在后退側(cè)的熱影響區(qū)，分別為94、87和 91HV；在二道 FSW 焊縫中，從軟化區(qū)(TMAZ+HAZ)到焊核區(qū)，硬度的上升梯度最大，三道FSW的軟化區(qū)范圍最寬，且后退側(cè)的軟化區(qū)寬度大于前進(jìn)側(cè)的。FSW焊縫不同區(qū)域的顯微硬度不僅受到鋁合金塑性變形后晶粒度的影響，而且在很大程度上受到該區(qū)域析出強(qiáng)化相微細(xì)顆粒的影響[16]。θ相(Al2Cu相)是2219鋁合金在經(jīng)過時(shí)效過程后，過飽和析出并彌散分布的主要強(qiáng)化相，其顆粒尺寸多在幾個(gè)微米，形成溫度為515~525 ℃[17]。根據(jù)細(xì)晶強(qiáng)化理論，多道FSW 焊核區(qū)顯微硬度的上升是等軸晶粒進(jìn)一步細(xì)化的結(jié)果；熱影響區(qū)的晶粒受熱后明顯粗化長大，同時(shí)伴隨著微細(xì)Al2Cu強(qiáng)化相的溶解，因此，其顯微硬度明顯降低。

機(jī)械拉伸試驗(yàn)結(jié)果表明，單道 FSW 焊縫、二道FSW焊縫和三道FSW焊縫的抗拉強(qiáng)度σb可分別達(dá)到346、319和325 MPa，隨著FSW道次的增加，σb略微下降。焊縫斷裂位置均在后退側(cè)的熱影響區(qū)附近，斷口走向大致為沿著焊核區(qū)與相鄰過渡區(qū)域的分界線。3組焊縫的伸長率相差不大，且均低于9%。

利用 SEM 觀察到的焊縫拉伸斷口宏觀形貌如圖10(d)(單道焊)、(e)(雙道焊)和(f)(三道焊)所示。單道FSW 焊縫的宏觀斷面較為平滑，分布了少量細(xì)小的“斷裂脊”；雙道FSW焊縫的宏觀斷面的起伏形貌有所增加；三道 FSW 焊縫的宏觀斷面則明顯粗糙，存在大量的突兀和起伏。3條焊縫的微觀斷口形貌如圖10(g)(單道焊)、(h)(雙道焊)和(i)(三道焊)所示，均為典型的韌窩，反映出明顯的微孔聚集型斷裂特征。進(jìn)一步觀察3個(gè)斷面上密集的斷裂韌窩可發(fā)現(xiàn)，在各自宏觀平滑的局部斷面上，三者韌窩的平均幾何尺寸相差不大，但在多道 FSW 焊縫宏觀斷面的突兀上，韌窩的直徑、深度差異明顯，其上分布有著較多的微淺尺寸韌窩。

3 結(jié)論

1) 采用伸縮式攪拌頭，在優(yōu)化的焊接工藝參數(shù)下，對25 mm板厚2219-T6鋁合金進(jìn)行攪拌摩擦焊，并得到優(yōu)質(zhì)焊縫，將 FSW 工藝中常見的焊縫缺陷劃分為材料缺失型缺陷和弱連接型缺陷兩類。

2) 厚板鋁合金FSW焊縫沿厚度方向分為軸肩影響區(qū)和攪拌針影響區(qū)，過低的轉(zhuǎn)速、過高的焊速及不適當(dāng)?shù)妮S肩下壓量均會(huì)引起焊縫的材料缺失型缺陷，該類型缺陷遵循體積守恒經(jīng)驗(yàn)定律。

3) FSW焊縫的弱連接型缺陷包括S型曲線和根部未焊透缺陷，其形貌與成因均與 Al2O3陣列有關(guān)，根部未焊透缺陷雖然很難避免，但在一定尺寸范圍內(nèi)時(shí)，它對接頭的強(qiáng)度系數(shù)無明顯影響。

4) 采用伸縮式攪拌頭既可對有缺陷的厚鋁板FSW對接焊縫成功進(jìn)行補(bǔ)焊，又能避免傳統(tǒng)攪拌頭二次下壓量造成的焊縫背面焊穿。

5) 2219-T6厚鋁板對接多道 FSW 會(huì)增加焊核區(qū)和焊縫軟化區(qū)的寬度，降低熱影響區(qū)的顯微硬度，使焊核區(qū)晶粒進(jìn)一步細(xì)化。增加 FSW 道次，焊縫抗拉強(qiáng)度略微下降，焊縫拉伸斷口的宏觀粗糙程度會(huì)隨焊接道次的增多而明顯增加。

REFERENCES

[1] NANDAN R, DEBROY T, BHADESHIA H K D H. Recent advances in friction-stir welding-process, weldment structure and properties[J]. Progress in Materials Science, 2008, 53: 980-1023.

[2] MISHRA R S, MA Z Y. Friction stir welding and processing[J].Materials Science and Engineering R, 2005, 50: 1-78.

[3] 邢 麗, 柯黎明, 周細(xì)應(yīng), 劉鴿平. 防銹鋁LF6的固態(tài)塑性連接工藝[J].中國有色金屬學(xué)報(bào), 2002, 12(6): 1162-1167.XING Li, KE Li-ming, ZHOU Xi-ying, LIU Ge-ping. Solid-state plasticized joining for aluminum alloy LF6[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2002, 12(6): 1162-1167.

[4] SCHEIDER J, BESHEARS R, NUNES Jr A C. Interfacial sticking and slipping in the friction stir welding process[J].Materials Science and Engineering A, 2006, 435/436: 297-304.

[5] 張傳臣, 陳芙蓉. 厚板高強(qiáng)鋁合金焊接發(fā)展現(xiàn)狀及展望[J].電焊機(jī), 2007, 37(7): 6-11.ZHANG Chuan-chen, CHEN Fu-rong. Present state and perspectives of thickness high-strength aluminum alloy welding[J]. Electric Welding Machine, 2007, 37(7): 6-11.

[6] 周展鵬, 鐘 掘, 賀地求. 7A52鋁合金厚板攪拌摩擦焊[J]. 中國有色金屬學(xué)報(bào), 2006, 16(6): 964-970.ZHOU Zhan-peng, ZHONG Jue, HE Di-qiu. Friction stir welding on thick plate of 7A52 aluminum alloy[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2006, 16(6): 964-970.

[7] KIM Y G, FUJII H, TSUMURA T, KOMAZAKI T, NAKATA K.Three defect types in friction stir welding of aluminum die casting alloy[J]. Materials Science and Engineering A, 2006, 415:250-254.

[8] KUMAR K, SATISH KAILAS V. The role of friction stir welding tool on material flow and weld formation[J]. Materials Science and Engineering A, 2008, 485: 367-374.

[9] LI B, SHEN Y F. The investigation of abnormal particlecoarsening phenomena in friction stir repair weld of 2219-T6 aluminum alloy[J]. Materials and Design, 2011, 32: 3796-3802.

[10] WILLIAM J, ARBEGAST. A flow-partitioned deformation zone model for defect formation during friction stir welding [J].Scripta Mater, 2008, 58: 372-376.

[11] 王希靖, 韓曉輝, 李常鋒, 包 孔, 郭瑞杰. 厚鋁合金板攪拌摩擦焊塑性金屬不同深度的水平流動(dòng)狀況[J].中國有色金屬學(xué)報(bào), 2005, 15(2): 198-206.WANG Xi-jing, HAN Xiao-hui, LI Chang-feng, BAO Kong,GUO Rui-jie. Horizontal flow status of plastic metal in different depth during friction stir welding for thick aluminum alloy[J].The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2005, 15(2):198-206.

[12] 王希靖, 達(dá)朝炳, 李 晶, 張忠科. 攪拌摩擦焊縫中的洋蔥環(huán)形成分析[J]. 中國有色金屬學(xué)報(bào), 2006, 16(10): 1672-1678.WANG Xi-jing, DA Chao-bing, LI Jing, ZHANG Zhong-ke.Analysis of formation of onion rings in friction stir welding[J].The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2006, 16(10):1672-1678.

[13] ARBEGAST W J, HARTLEY P J. Friction stir weld technology development at Lockheed Martin Michoud space system—An overview[C]//Proceedings of the Fifth International Conference on Trends in Welding Research. Georgia, 1998: 541-546.

[14] SATO Y S, YAMASHITA F, SUGIURA Y, PARK S H C,KOKAWA H. FIB-assisted TEM study of an oxide array in the root of a friction stir welded aluminum alloy[J]. Scripta Materials, 2004, 50: 365-369.

[15] LIU H J, CHEN Y C, FENG J C. Effect of zigzag line on the mechanical properties of friction stir welded joints of an Al-Cu alloy[J]. Scripta Materials, 2006, 55: 231-234.

[16] SATO Y S, HWAN S, PARK C, KOKAWA H. Microstructural factors governing hardness in friction stir welds of solid-solution-hardened Al alloys[J]. Metallurgical and Materials Transactions A, 2001, 32: 3033-3041.

[17] 林肇琦. 有色金屬材料學(xué)[M]. 沈陽: 東北工學(xué)院出版社,1986: 6-8.LIN Zhao-qi. Non-ferrous metals materials science[M].Shenyang: Northeastern University of Technology Press, 1986:6-8.

Friction-stir welded defects and repairing weld process of thick aluminum plates with telescopic stir-pin

LI Bo1, SHEN Yi-fu1, HU Wei-ye1,2
(1. College of Materials Science and Technology, Nanjing University of Aeronautics and Astronautics,Nanjing 210016, China;2. Technology Research Institute of Nanjing Chenguang Corporation,China Aerospace Science and Technology Corporation, Nanjing 210012, China)

By using the telescopic stir-pin, 25 mm-thickness 2219-T6 aluminum alloy couple plates were successfully friction-stir welded, and no plunge-through defect induced by the press amount of tool-shoulder was observed in the multi-pass repairing welding process. The microstructures in sound friction-stir welds, material-loss typed and weak-link typed weld defects were observed. The results show that the weld along the weld-thickness direction can be divided into shoulder-affected and pin-affected zones. The formation of defects is associated with the change of the welding parameters, and the inner material-loss typed defects follow volume conservation relationship. For the welds with different-size root flaws prepared by telescopic stir-pin, a non-linear relationship exists between the root-flaw depth and the weld tensile strength. In addition, under the unified welding parameters, by adjusting the telescopic pin length, the effects of multi-pass welding on the microstructure and properties of the resultant welds were investigated.

2219 aluminum alloy; friction stir welding; weld defect; telescopic stir-pin; multi-pass welding

TG146.2

A

1004-0609(2012)1-0062-10

江蘇省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(BK2007201)；江蘇省先進(jìn)焊接技術(shù)省級重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開放研究基金資助項(xiàng)目(JSAWT-06-02)

2010-12-16；

2011-03-21

沈以赴，教授，博士；電話：025-84895940; E-mail: yifushen_nuaa@hotmail.com

(編輯 陳衛(wèi)萍)