2219-T6静轴肩辅助搅拌摩擦焊组织与性能分析
贺地求 刘朋 王海军 王东曜 赖瑞林
摘 要：為探究安装外部静止轴肩对搅拌摩擦焊接头成形和力学性能的影响，采用自主研制的外部静止轴肩辅助搅拌摩擦焊（Non-Rotational Shoulder Assisted Friction Stir Welding，NRSA-FSW）焊具对2219-T6铝合金4 mm厚板材进行对接焊试验，观察焊后接头表面成形情况. 采用拉伸和显微硬度试验对焊缝的力学性能进行测试，并与相同焊接参数下的搅拌摩擦焊（Friction Stir Welding，FSW）进行对比分析. 使用金相显微镜和场发射扫描电镜对接头焊缝组织进行分析. 结果表明，由于静止轴肩的平动刮擦作用，NRSA-FSW相比FSW，接头表面更加光滑，无鱼鳞纹、飞边以及接头减薄现象. NRSA-FSW接头相比于FSW接头软化区有所增加，接头显微硬度分布更加均匀. NRSA-FSW接头平均抗拉强度323 MPa，达到母材的72%，抗拉强度同FSW相近 . NRSA-FSW焊核呈“U”状，焊缝组织无缺陷. 接头拉伸试验在焊核区（Nuggest-Zone，NZ）处断裂，为韧性断裂.
关键词：搅拌摩擦焊;2219-T6铝合金;微观组织;力学性能
中图分类号：TG453.9 文献标志码：A
Analysis of Microstructure and Mechanical Properties of 2219-T6
Non-rotational Shoulder Assisted Friction Stir Welding
HE Diqiu1，2，LIU Peng1，WANG Haijun2，WANG Dongyao2，LAI Ruilin3
（1. Light Alloy Research Institute，Central South University，Changsha 410083，China;
2. State Key Laboratory of High Performance Complex Manufacturing，Central South University，Changsha 410083，China;
3. State Key Laboratory of Powder Metallurgy，Central South University，Changsha 410083，China）
Abstract：To investigate the effect of the external stationary shoulder on the formability and mechanical properties of friction stir welding joint，the self-developed NRSA-FSW （ non-rotational shoulder assisted friction stir welding ） was used to weld 2219-T6 aluminum alloy with the thickness of 4 mm plate. Mechanical properties of the joint were analyzed by tensile test and microhardness test. Optical microscopy and field emission scanning electron microscope were used to analyze the microstructure of the joint cross section. The results showed that the surface of the joint processed by NRSA-FSW formed without fish scales，flash，and thinning，and represented smooth appearance due to the scrapping effect of the static shoulder. Compared with the joint processed by FSW （friction stir welding） under the same condition，the softening zone of the joint processed by NRAS-FSW increased，and the microhardness distribution of the joint was more uniform. The average ultimate tensile strength of joints processed by NRAS-FSW was 323 MPa，approaching 72% of the base material，which was similar to the joint processed by FSW. Defects were not observed in the joint processed by NRSA-FSW. NZ （nuggest-zone） appeared as a "U" shape and the joint fractured in the NZ during tensile tests，which was ductile fracture.
Key words：friction stir welding;2219-T6 aluminum alloy;microstructure;mechanical properties
FSW（Friction Stir Welding）作为新式固相连接技术，适用于传统熔焊不易焊接的金属材料. 在焊接过程中，FSW能够使连接材料进行塑性流动，而不是融化状态，故不存在熔焊缺陷，为镁、铝、铜以及合金材料提供了一种新型的焊接方法[1].虽然FSW焊接方式已被各工业领域广泛接受，但随着其在航空航天工业中的不断应用，发现传统的FSW技术在焊接合金化程度高的2系与7系高强铝合金时，出现焊接质量明显下降，焊接过程不稳定等突出问题[2-3].
由于传统FSW特殊的焊缝成形机制，导致焊接工程中对工装夹具的要求较高，焊接后会在接头处留下鱼鳞纹、飞边、匙孔以及焊缝减薄等特征. Widener等[4]最先将静止轴肩应用到FSW当中，增加了焊缝表面的光洁度并对焊缝质量有所改善. Li等[5]研究了不同转速下NRSA-FSW接头的显微组织，认为NRSA-FSW有助于增加接头微观组织均匀性. 刘景麟等[6]就NRSA-FSW的溫度与应力进行数值模拟分析，认为静止轴肩辅助工艺具有降低焊缝区域的温度峰值以及残余应力峰值的效果. 许志武等[7]研究了静止轴肩辅助技术在铝镁搅拌摩擦搭接焊的应用，认为静止轴肩有利于增强上下板之间的材料交换. 当前大多数NRSA-FSW研究着重于探究改变工艺参数对接头的微观组织与力学性能的影响. 关于FSW添加静止轴肩辅助后对接头造成的微观组织和力学性能改变方面还需要更进一步的探索. 本文创新性的采用可拆卸式的组合焊具，静止轴肩可直接安装在焊头外进行焊接试验，NRSA-FSW试验的内部运动焊头与FSW试验使用的焊头为同一个，最大限度的控制试验变量. 本试验对2219-T6高强铝合金4 mm厚板材在相同转速、行进速度和压深下，观察添加外部静止轴肩辅助的FSW对接头表面成形的影响，分析焊缝微观组织并对焊缝的力学性能同FSW进行对比分析.
1 试验材料与方法
试验使用240 mm×100 mm×4 mm的2219-T6铝合金板材作为焊接材料，表1为其化学成分组成. 试验所用的NRSA-FSW焊具以及试验平台均为中南大学自行研制，焊接形式为单道对接焊. 试验前，先对FSW和NRSA-FSW进行工艺窗口探索，本次试验所用NRSA-FSW和FSW的焊接参数均为主轴转速1 200 r/min，行进速度150 mm/min，压深3.8 mm，NRSA-FSW和FSW均使用无倾角焊接. 图1为NRSA-FSW焊头局部示意图，其中搅拌头的轴肩宽度为9.8 mm，搅拌针顶部直径为3.5 mm，根部直径为4 mm，针长3.8 mm，外部的辅助静止轴肩直径为12.6 mm. 焊接前，使用铣刀对板材对接面进行铣削处理，从而保证对接贴合无缝隙，并使用角磨机打磨材料上下表面去除其氧化膜.
本次分析试验是材料在焊后自然时效7 d 后进行的. 垂直于焊缝截取拉伸样和金相试样，由凯勒试剂（2 mL HF + 3 mL FCL + 5 mL HNO3 + 190 mL H2O）腐蚀后借助超景深三维显微镜观察和分析焊缝宏观形貌以及接头各区域的显微组织. 显微硬度测试采用数字式显微硬度计，试验加载载荷为500 g、加载时间为15 s;拉伸试验采用电子万能试验机，其拉伸速度为2 mm/min. 拉伸试验结束后，截取试样焊核部分将其两端合并、冷镶，经打磨腐蚀后使用超景深三维显微镜对拉伸断裂位置进行分析;使用场发射扫描电镜观察接头拉伸断口形貌并对接头横截面粗大颗粒分布进行分析;使用X射线能谱分析仪（Energy Dispersive Spectrometer，EDS）分析材料粗大颗粒元素组成.
2 试验结果和分析
2.1 焊缝表面成形
图2（a）（b）为NRSA-FSWRF和FSW的焊缝接头表面形貌. 图2（c）（d）为NRSA-FSW和FSW光学表面轮廓分析图. NRSA-FSW接头宽度为11.8 mm，尺寸大于内部动轴肩，小于外部静止轴肩，FSW焊缝宽度为9.8 mm，与轴肩宽度一致. 在图2（a）（b）中可以看到，FSW接头沿焊缝走向为分布规律的半圆弧状“鱼鳞纹”结构，圆弧直径与轴肩直径一致，焊缝两侧有少量飞边. NRSA-FSW接头表面相对光滑，成形良好，沿焊接行进方向有轻微刮擦痕迹. FSW在焊接行进过程中，搅拌头会存在短暂的停留，停留期间材料表层塑性材料会从搅拌头外缘挤压出来，在后退侧形成半圆形叠纹的“鱼鳞纹”[8]. NRSA-FSW焊接过程中随着焊接的行进，由于后方辅助静止轴肩的平动，会将前方动轴肩新生成的鱼鳞纹抹平，继而形成相对光滑的焊接面.
NRSA-FSW焊接过程中，内部转动搅拌头、辅助静轴肩、母材、底部垫板之间会形成封闭的挤压模. 外部静轴肩可以将塑性金属材料封闭在挤压模内，外部静轴肩在顶锻、挤压和回填由内部旋转焊头挤出的金属而形成焊缝的过程中起到关键作用，几乎不会产生因挤压模内塑性金属外溢而造成飞边[9-10].焊接方向选取检测线，由图2（c）（d）可以看出，NRSA-FSW表面呈现平滑曲线，而FSW表面则呈现出波纹状曲线. 沿着焊接方向为横坐标，板厚方向为纵坐标，选取中间段曲线相对平稳部分横坐标在100 μm范围内，NRSA-FSW纵坐标波动范围为3～7 μm，而FSW波动范围为20～25 μm，可见NRSA-FSW可显著提高焊接表面平整度.
2.2 焊缝接头组织分析
图3（a）为NRSA-FSW超景深三维显微镜下的接头显微组织图像，焊缝整体形貌呈现上宽下窄的“U”状. 接头由位于焊缝中心的NZ、NZ两侧热机影响区（Thermo-Mechanically Affected Zone，TMAZ）和TMAZ外侧的热影响区（Heat Affected Zone，HAZ）以及母材区（Base-Metal，BM）组成. 在NZ可以观察到层状叠加的洋葱环组织. 洋葱环的形成是由于焊接过程中搅拌针附近材料受到剪切力作用，从搅拌针顶端带动到搅拌针底端，焊核组织受挤压形成的带状结构[11].
对比金相图中接头的前进侧（Advancing Side，AS）和后退侧（Retracting Side，RS），可以观察到前进侧的NZ同TMAZ分界线更加清晰，后退侧分界线相对模糊，这是因为AS材料在搅拌针的驱动下塑性流动方向同焊接行进方向相同，但是会同母材产生巨大的剪切流动，而RS材料的塑性流动会随搅拌针的旋转汇合在一起，所以AS材料的塑性流动梯度大于RS材料，故界限更加明显[12].
由图3（b）（d）可以观察到，NRSA-FSW接头前进侧TMAZ宽度较窄，后退侧较宽;TMAZ晶粒组织沿同一方向被显著拉长，这是因为在焊接过程中伴随搅拌针旋转，存在沿着搅拌针轮廓向上的塑性流动，TMAZ同时受到搅拌针的机械搅拌作用和热循环作用，晶粒长大. HAZ仅受热循环作用，晶粒长大[13]. BM组织为轧制态板材长条状晶粒，这里母材和HAZ的界限模糊. 从图3（c）可知，NZ为细小的晶粒组织. 这种晶粒组织的形成是因为NZ在搅拌头的强烈机械搅拌作用下发生了动态再结晶，从而形成细小的等轴晶粒. 图3（e）（f）为扫描电镜拍摄的部分AS和RS，图中的白色粒子为接头的粗大第二相颗粒.
图3（g）为接头粗大颗粒的EDS成分分析，其主要由Al、Cu元素组成，Al元素的原子百分比占69.5%，Cu元素的原子百分比占30.5%，判断第二相粗大颗粒为Al2Cu. 从图3（e）（f）中可以看出Al2Cu粒子在NZ、TMAZ、HAZ中有所不同，HAZ中粒子大小不一，分布随机. TMAZ中的Al2Cu粒子沿相同方向呈线状分布，与TMAZ的晶粒组织拉长取向一致，受到机械搅拌作用向相同方向被拉长，TMAZ与NZ的分界明显. NZ中Al2Cu粒子尺寸相对较小，这是由于NZ受到搅拌针剧烈的机械搅拌破碎作用.
从图3（e）（f）可以看出存在直径为10 μm左右的Al2Cu颗粒，由奥罗万强化定律可知，1 ～ 100 nm的粒子才对材料的力学性能具有明显的强化作用，因此这些粗大的颗粒对合金的强度并不会起到强化作用. 同时，粗大颗粒的变形能力与基体存在差异，故粗大颗粒附近容易出现应力集中，成为疲劳、断裂的发源地[14].
图3（h）为FSW显微组织图，可以观察到接头顶部轮廓呈现锯齿状，这是因为FSW接头表面存在鱼鳞纹，对试样垂直于焊接行进方向截取便会形成这种轮廓特征. 由图3（a）（h）可以发现，NRSA-FSW的顶部光滑与BM高度一致，接头无减薄，无飞边，具有较好的表面成形. NRSA-FSW相比于FSW接头具有相对较窄的TMAZ，尤其是在RS. 这是由于在焊接过程中静止轴肩限制了塑性材料垂直方向的上下流动，NRSA-FSW焊接纵向层流相对弱于FSW.
2.3 焊缝接头的力学性能分析
图4为FSW和NRSA-FSW接头横截面显微硬度分布图. 由图4（a）（b）可以发现，FSW和NRSA-FSW接头显微硬度均呈现中间低两边高的规律，焊接区（NZ、TMAZ、HAZ）显微硬度明显低于BM. 这种接头软化现象是铝合金FSW的典型特征[15-16].图4（a） FSW接头中可以看出下部接头软化区最窄，上部的软化区最宽，这与接头金相图中NZ上宽下窄的“U”状形貌相似.
试验所取的三种显微硬度中，FSW焊缝组织在NZ距上表面3 mm的下部平均显微硬度值最高，距上表面1 mm的上部最低. 这是由于搅拌针为上宽下窄的倒梯形结构，在焊接行进过程中，搅拌针底部直径小，相同时间下底部搅拌针作用时间短，产热较少，同时接头底部靠近背部垫板，散热快，因此底部温度较低，强化相相对回溶少造成的. FSW焊缝组织显微硬度谷值区域分布在靠近AS的NZ以及TMAZ.
图4（b）为NRSA-FSW显微硬度分布图，接头同样呈现“U”型，不过与FSW相比，NRSA-FSW接头软化区域较宽. 这是由于在焊接行进的过程中，虽然NRSA-FSW内部旋转搅拌头与FSW搅拌头产生的热量相同，但NRSA-FSW外部辅助静止轴肩的存在会对工件表面附加强大的压强，在焊接行进过程中静轴肩会与工件表面产生滑动摩擦以及会为工件表层材料带来塑性形变，静轴肩产热大于表面接触散热，因此，NRSA-FSW相比FSW的温度峰值较高，HAZ的范围大，所以NRSA-FSW产生较宽的接头软化区. NRSA-FSW焊缝组织显微硬度较低值区域分布在NZ. 对比图4（a）（b）可以发现，FSW焊核区上中下显微硬度分层明显，NRSA-FSW焊核区不存在明显的显微硬度分层现象，安装外部静止轴肩辅助有助于提高NZ显微硬度的均匀性. 从图4（c）（d）（e）可以观察到，在距上表面1 mm的上部，NRSA-FSW在NZ的平均显微硬度要高于FSW，距上表面2 mm的中部，二者平均显微硬度相近，距上表面3 mm下部，NRSA-FSW平均显微硬度要低于FSW.
在相同转速、行进速度和压深的情况下，NRSA-FSW和FSW的拉伸曲线图如图5所示，NRSA-FSW和FSW的平均抗拉强度分别为323 MPa和333 MPa. 2219-T6焊接母材的抗拉强度为448 MPa，NRSA-FSW和FSW抗拉强度分别达到母材的72%和74%. 由此可以看出，NRSA-FSWRF在抗拉强度上略低于FSW，总体相差不大.
2.4 断口分析
图6为FSW和NRSA-FSW接头断裂位置图. 图6（a） FSW的断裂是从底部AS位置沿着TMAZ轮廓向上45°断裂，这与显微硬度分布一致. 图6（b） NRSA-FSW的断裂位置为从底部中央开始断裂，向AS方向倾斜45°，在显微硬度相对较低的NZ断裂，分析认为这是由于外部辅助静止轴肩的安装，使得（内部动）轴肩的下压量相比FSW轴肩下压量小，同时由于NRSA-FSW使用无倾角焊接使得最底层材料受热弱连接的薄层，拉伸时由底部弱连接的板材对接线处开始产生裂纹，沿显微硬度相对较低的NZ扩展，最终形成与加載方向呈45°的断裂面.
圖7（a）（b）为FSW和NRSA-FSW接头在放大500倍时拉伸断口形貌的SEM显微照片，拍摄于断口中心位置，如图7（c）所示. 可以看出，两者的断口处均存在大量韧窝和撕裂棱，呈现出典型的韧性断裂特征，韧性断裂过程是微孔形成与聚集的过程. 拉伸过程中在切应力作用下位错的塞积运动形成了微孔，微孔不断长大并与其他微孔聚合在一起形成裂纹，裂纹不断扩展最终使焊缝发生断裂. 所不同的是，FSW的焊缝断口中韧窝尺寸较小、数量更多且相对均一，从而减少了韧窝之间滑移带的数量，缩小了局部应力集中，从而表现出相对较好的拉伸性能.
3 结 论
1）NRSA-FSW在焊接过程中的外部静止轴肩平动刮擦作用可显著提高焊缝表面平整度，相对于FSW，NRSA-FSW焊缝成形美观，焊缝表面相对光滑、无鱼鳞纹和飞边，接头无减薄.
2）安装外部静止轴肩辅助有助于提高NZ显微硬度的均匀性，同时NRSA-FSW接头软化区相比FSW有所增加. FSW显微硬度较低值分布在靠近AS的NZ以及前进侧TMAZ，NRSA-FSW出现在NZ.
3）在搅拌头转速为1 200 r/min、焊接行进速度为50 mm/min、轴肩压深3.8 mm均相同的情况下 ，NRSA-FSW和FSW的平均抗拉强度分别为323 MPa和333 MPa，抗拉强度相近 .
参考文献
[1] THOMAS W M. Friction stir butt wleding：US 5813592[P]. 1998-09—29.
[2] 王佶. 高强铝合金搅拌摩擦焊接机理及接头性能调控[D]. 秦皇岛：燕山大学，2014：4—5.
WANG J. The welding mechanism and performance adjustment of friction-stir-welded joints of high-strength aluminum alloy[D]. Qinhuangdao：Yanshan University，2014：4—5. （In Chinese）
[3] 董继红. 高强铝合金双轴肩搅拌摩擦焊工艺及机理研究[D]. 北京：北京化工大学，2017：1—3.
DONG J H. Study on welding technology and mechanism of high strength aluminum alloy processed by bobbin-tool friction stir welding[D]. Beijing：Beijing University of Chemical Technology，2017：1—3. （In Chinese）
[4] WIDENER C A，TALIA J E，TWEEDY B M，et al. High-rotational speed friction stir welding with a fixed shoulder[C]// 6th International Symposium on Friction Stir Welding. Montreal：Wichita State University，2006：S8B-P1.
[5] LI J Q，LIU H J. Effects of tool rotation speed on microstructures and mechanical properties of AA2219-T6 welded by the external non-rotational shoulder assisted friction stir welding[J]. Materials & Design，2013，43：299—306.
[6] 刘景麟，吕赞，陈克鹏，等. 静止轴肩对FSW温度与应力影响的数值模拟[J]. 精密成形工程，2019，11（3）：144—149.
LIU J L，LYU Z，CHEN K P，et al. Effect of stationary shoulder on welding temperature and stress during friction stir welding investigated by numerical simulation[J]. Journal of Netshape Forming Engineering，2019，11（3）：144—149. （In Chinese）
[7] 许志武，李政玮，冯艳，等. 静轴肩辅助铝镁搅拌摩擦搭接接头的组织与性能[J]. 焊接学报，2017，38（4）：1—6.
XU Z W，LI Z W，FENG Y，et al. Microstructure and mechanical properties of Mg/Al friction stir lap welding joint assisted by stationary shoulder[J]. Transactions of the China Welding Institution，2017，38（4）：1—6. （In Chinese）
[8] KRISHNAN K N. On the formation of onion rings in friction stir welds[J]. Materials Science and Engineering：A，2002，327（2）：246—251.
[9] 武颖，李迎，张玉芝. 2219铝合金静止轴肩搅拌摩擦焊接头组织及性能[J]. 宇航材料工艺，2018，48（3）：56—60.
WU Y，LI Y，ZHANG Y Z. Microstructure and properties of 2219 aluminum alloy joint obtained by stationary shoulder friction stir welding[J]. Aerospace Materials & Technology，2018，48（3）：56—60.
[10] 申浩，杨新岐，李冬晓，等. 6061-T6铝合金的静止轴肩搅拌摩擦焊工艺及组织性能[J]. 焊接学报，2016，37（5）：119—123.
SHEN H，YANG X Q，LI D X，et al. Microstructures and mechanical properties of 6061- T6 aluminum alloy welded by stationary shoulder friction stir welding process[J]. Transactions of the China Welding Institution，2016，37（5）：119—123. （In Chinese）
[11] CHEN Z W，CUI S. On the forming mechanism of banded structures in aluminium alloy friction stir welds[J]. Scripta Materialia，2008，58（5）：417—420.
[12] 贺地求，薛飞，孙友庆. C18150合金搅拌摩擦焊焊缝微观组织与力学性能分析[J]. 焊接学报，2019，40（11）：93—99.
HE D Q，XUE F，SUN Y Q. Microstructure and mechanical characterization of a friction-stir-welded C18150 butt joint[J]. Transactions of the China Welding Institution，2019，40（11）：93—99. （In Chinese）
[13] CHEN S，JIANG X. Texture evolution and deformation mechanism in friction stir welding of 2219Al[J]. Materials Science and Engineering：A，2014，612：267—277.
[14] HOLZWARTH U，STAMM H. The precipitation behaviour of ITER-grade Cu-Cr-Zr alloy after simulating the thermal cycle of hot isostatic pressing[J]. Journal of Nuclear Materials，2000，279（1）：31—45.
[15] FONDA R W，BINGERT J F. Precipitation and grain refinement in a 2195 Al friction stir weld[J]. Metallurgical and Materials Transactions A，2006，37（12）：3593—3604.
[16] SIMAR A，BRECHET Y，DE MEESTER B，et al. Microstructure，local and global mechanical properties of friction stir welds in aluminium alloy 6005A-T6[J]. Materials Science and Engineering：A，2008，486（1/2）：85—95.
收稿日期：2020-08-12
基金項目：国家重点研发计划资助项目（2019YFA0709000），National Key R&D Project of China（2019YFA0709000）
作者简介：贺地求（1963—），男，湖南娄底人，中南大学教授，硕士生导师
通信联系人，E-mail：861010572@qq.com
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