Microstructure characteristics, static and fatigue properties of additive FSW T-joint of 6061 alloy
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摘要: 利用自主开发的填丝静止轴肩T形接头焊接工具开展了6061-T4铝合金填丝T形接头的焊接试验，获得了成形良好的无缺陷T形接头. 对接头内部成形、显微组织、硬度分布、静载强度及疲劳性能进行了测试与分析. 结果表明，接头轴肩影响区表面存在超细晶区，内部质量良好，焊核区不同位置填充材料与母材发生了不同程度的混合. 接头底板及筋板硬度较母材有不同程度的降低，拉伸测试中底板和筋板方向接头均断裂于热影响区，接头系数分别0.68和0.83. 过渡圆角明显提高了接头的疲劳性能，在2 × 106疲劳寿命下的具有90%置信度及97.5%存活率的特征疲劳强度可达101.4 MPa，远高于IIW建议的设计准则. 疲劳断口显示疲劳裂纹萌生于接头表面轴肩压入边缘，在交变载荷作用下向内部扩展，裂纹稳定扩展区可见明显的疲劳条带，断裂机制为穿晶断裂.Abstract: The weld forming, microstructure, micro-hardness, static performance and fatigue properties of the 6061 aluminum alloy additive T-joint welded by stationary shoulder friction stir welding were evaluated. The surface of shoulder affected region is characterized by super fine grains. The hardness in the skin and stringer decreases at different levels compared to that of the base material. T-joints fail at the heat affected zone during the tensile tests in both skin and stringer direction, the joint coefficients are 0.68 and 0.83 respectively. Using given welding parameter, the characterized fatigue strength is 101.4 MPa at the cycle of 2 × 106. Filling material improves the fatigue property of T-joint evidently. Fatigue crack initiates at the plunge heel due to stress concentration. The fatigue failure mechanism is dominated by transgranular fracture.
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0. 序言
T形焊接接头在航天飞行器的金属结构中有着广泛的应用，可以满足高强铝合金结构的轻量化高承载设计需求. 轻质铝合金T形接头常采用传统搅拌摩擦焊从T形接头加强筋背部进行焊接，国内外学者对传统搅拌摩擦焊T形接头焊接工艺过程、工装、组织、缺陷及性能等方面开展了较为系统的研究，但此种方式T形接头中由于搅拌针末端材料流动不足，很难通过工具设计及工艺过程完全避免底板与筋板间的弱连接、隧道等焊接缺陷，因而在很大程度上限制了其应用前景[1-4].
静轴肩搅拌摩擦焊是在传统搅拌摩擦焊基础上发明的一种新型搅拌摩擦焊方法，其具有表面成形好、热输入小、组织均匀性好及残余应力小等优点. 由于轴肩不再旋转，静轴肩搅拌摩擦焊提供了从T形接头根部通过双道焊接的新途径.
TWI (英国焊接研究所)采用8 mm厚度的6082-T6和5083-O铝合金对静轴肩T形接头进行了试验，所得到的接头平整光滑、无明显的减薄，且拉伸性能优异[5]. 此后，郝云飞等人[6]对静轴肩搅拌摩擦焊T形接头焊接工具、工艺及力学性能进行了研究，曾申波[7-8]对其流动特性及典型缺陷开展了研究. 结果表明，静轴肩搅拌摩擦焊T形接头对搅拌工具可靠性要求较高，在优化的参数下采用静止轴肩搅拌摩擦焊可以获得表面平整、组织致密、力学性能良好的T形接头. Mancherster大学的Sun等人[9]较为系统的研究了7050铝合金静止轴肩T形接头组织特点、应力分布及静载性能等并对焊接温度场进行了模拟.
由于焊接过程没有添加材料，以上研究中T形接头根部无过渡圆角，在承载中易产生较大的应力集中，不利于结构承载. 在此基础上，TWI提出了可填丝的静轴肩T形接头焊接方法，并进行了验证. 结果显示，T形接头根部过渡圆角平整光滑，接头内部质量及力学性能良好[5]，但未对焊接过程及接头特性进行深入的研究.
至今，有关搅拌摩擦焊填丝T形接头的报道及研究仍较少见. 文中利用自主研制的搅拌工具针对6061-T4铝合金T形接头进行了填丝搅拌摩擦焊研究，对T形接头的成形、组织特性、硬度分布、静载强度、疲劳性能及疲劳失效机制等进行了较为系统的研究，为铝合金静止轴肩填丝搅拌摩擦焊T形接头在新型轻量化航天器密封舱等结构中的应用提供技术支撑.
1. 试验方法
试验所采用的焊接材料为厚度5 mm的6061-T4铝合金，屈服强度和抗拉强度分别为170 MPa和267 MPa. 底板尺寸为450 mm × 193 mm，筋板尺寸为410 mm × 99 mm. 所填焊丝材料为3.2 mm直径的5356铝合金，抗拉强度265 MPa. 采用自主研制的填丝静止轴肩搅拌头及工装进行T形接头的焊接(图1). 主轴转速为1500 r/min，焊接速度为100 mm/min.
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图 1 填丝T形接头焊接过程及工具示意图Figure 1. Schematic of welding process and tool. (a) welding unit; (b) welding tool; (c) welding process焊接完成之后，沿垂直于焊缝的方向切取尺寸为40 mm × 20 mm的试样，进行接头组织金相分析和显微硬度测试. 采用Olympus-GX51光学显微镜对接头组织进行观察，而后采用Vilson 432SVD硬度计在接头两个方向中心线位置分别沿底板和筋板两个方向进行硬度测试，载荷为9.8 N，加载时间为10 s，测量间距为0.5 mm. 沿垂直于焊接方向切取宽度为10 mm的拉伸试样，进行拉伸测试，每个参数下测试3个试样，并取其平均值，拉伸示意图如图2a，2b所示.
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图 2 力学性能测试示意图Figure 2. Schematic of mechanical tests. (a) skin direction; (b) stringer direction; (c) 4P bend fatigue; (d) 3P bend fatigue为了测试填丝过渡圆角对T形接头疲劳性能的影响，在162 MPa的名义应力幅下，采用3点弯曲疲劳试验(3P)对有填丝T形接头及无填丝T形接头进行了对比测试. 并对填丝T形接头进行了4点弯曲疲劳测试(4P).4点弯曲疲劳测试中，在135 ~ 171 MPa应力范围内选取6个名义应力范围水平进行测试，每个应力范围水平测试3个试样. 使用Matlab软件以应力范围为y轴，疲劳寿命为x轴，在双对数坐标系下按照Basquin公式对疲劳数据以最小二乘法进行线性拟合，得到中值S-N曲线以及常数m和C，拟合公式为
$$ {\rm{lg}}N = {\rm{lg}}C - m{\rm{lg}}S $$ (1) 式中：S为应力范围；m，C为常数；N为疲劳寿命.
使用Matlab软件对单侧预测区间进行计算得到90%置信度及97.5%存活率下的特征S-N曲线，计算方法为
$$ {\rm{lg}}N_{{\rm{p}}{\text{%}}} = \mu - ts $$ (2) 式中：Np%为单侧预测寿命；μ为基于样本的中值寿命；t为基于样本容量的t分布系数；s为基于样本容量的寿命标准差.
疲劳试样尺寸及结构与拉伸试样相同. 所有疲劳测试均采用Instron ElectroPlus E10000全电子式疲劳试验机，应力比为0.1，加载波形为正弦波，加载频率30 Hz.最后，使用Hitachi S4800扫描电子显微镜对疲劳断口形貌进行观察并对断裂机制进行了分析讨论.
2. 结果与分析
2.1 接头外观及内部特征
图3为填丝T形接头外观及内部特征. 在选定的参数下，焊接过程平稳顺畅，未出现明显焊接变形. 填丝T形接头外观成形光滑且均匀，筋板与底板过渡处圆角成型质量良好，如图3a所示. 由图3b可见，接头内部组织致密，无内部缺陷，底板与筋板的原始界面不再可见. 接头不同区域填充焊丝与母材混合程度差别较大. 依据混合程度，接头焊接区可分为1区、2区和3区3个区域.1区母材与焊丝混合不均匀性较大，两者呈现明显的宏观带状间隔分布(如图3b中II位置)，局部填充焊丝为团聚状态(如图3b中I位置). 2区母材与焊丝混合程度较高，从宏观图片中难以分辨焊丝与母材界面. 3区中混入的焊丝量很少，基本未受到填充焊丝的影响.
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图 3 填丝T形接头外观及内部特征Figure 3. Surface appearance and transverse section of additive T-joint. (a) surface appearance; (b) transverse section填丝T形接头的焊接过程中，在摩擦热与变形热的作用下，焊丝与焊接区材料发生软化，焊丝随高速旋转的搅拌针流动，进入接头焊核(NZ)内部与母材混合，在静轴肩及焊接区周围未软化材料的约束下，在静轴肩后方完成接头过渡圆角的成形.
2.2 接头内部组织
图4a ~ 图4d分别为图3b中I ~ IV位置的金相组织照片. 由图可见，6061母材晶界清晰，5356焊丝晶界模糊. 所有位置母材组织均为均匀的等轴晶且母材与焊丝无明显的界面，为冶金连接. 位置I由于材料混合程度较低，填充焊丝出现不规则的团聚状态. 位置II较位置I材料混合呈现一定的规律，为较宽的带状特征，母材与填充材料间隔分布. 位置III在宏观相片中已难以分辨母材与填充材料，但显微组织中两者仍为间隔较小带状分布，但较位置II混合更为充分. 位置IV为2区与3区的交界处，可见3区中晶粒均匀细小，未见明显的焊丝混入特征. 综上可以发现，填丝T形接头内部材料流动及混合不均匀性较大，但焊丝与母材形成了有效的冶金连接.
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图 4 填丝T形接头内部组织Figure 4. Surface appearance and transverse section of additive T-joint. (a) ~ (d) enlargement of position I ~ IV in Fig.3b respectively图5为填丝T形接头轴肩与接头接触区域，如图3中位置V所示. 可见，填丝T形接头轴肩下方位置接头表面一定深度的区域内为超细晶. 这是由于焊接过程中轴肩对T形接头表面产生一定的压力，晶粒变形量更大，且焊接过程中静止轴肩不产热，该位置温度显著低于焊缝温度且焊后迅速冷却，接头材料发生再结晶，但由于冷速较快，晶粒长大受到抑制，故而轴肩下方接头表面出现一层超细晶.
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2.3 接头硬度分布及静载强度
图6a为选定参数下沿着填丝T形接头底板方向的显微硬度分布. 热影响区(HAZ)硬度较母材降低明显，最低硬度为母材的46%，为填丝T形接头硬度最低，热影响区硬度随与焊核中心距离的增大而逐渐升高，直至恢复到母材水平. 热影响区在焊接过程中受到焊接热输入的影响，对母材起主要强化作用的沉淀相发生溶解或长大，因此硬度降低明显. 第一道焊缝热影响区硬度较第二道热影响区硬度升高明显. 其原因为在第二道焊缝的热循环影响下，第一道焊缝热影响区的强化相发生进一步的转变，进而在一定程度上提升了此区域的硬度.
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图 6 填丝T形接头显微硬度分布Figure 6. Hardness distribution of additive T-joint. (a) skin direction; (b) stringer direction焊核中硬度波动较大，分布范围为45 ~ 69 HV，最低硬度处位于焊核中心. 焊核内材料在焊接过程中发生再结晶，沉淀相发生溶解，因此硬度出现一定程度的降低，但由于焊丝材料为固溶强化的5356铝合金，其硬度受焊接热影响较小，其在焊核中的不均匀混入导致焊核区局部硬度有所升高，故焊核中硬度出现较大的波动.
图6b为选定参数下沿着填丝T形接头沿筋板方向的显微硬度分布. 沿筋板方向，热影响区硬度分布特征与沿底板方向热影响区的硬度分布特征相同. 焊核中硬度总体底于母材，由于焊丝材料的混入，局部位置硬度有所升高.
填丝T形接头底板方向及筋板方向抗拉强度分别为181 MPa和221 MPa，分别为母材的68%和83%. 如前所述，填丝T形接头热影响区沉淀相在焊接热输入的作用下发生明显转变，对热影响区的强化作用明显减弱，因而两个方向的抗拉强度均低于母材. 此外，由于底板压入量较大，有效承载面积降低，因而底板方向抗拉强度低于筋板方向.
2.4 接头疲劳性能
3点弯曲疲劳及4点弯曲疲劳试验中接头名义应力分布如图7所示. 可见，3点弯曲疲劳中名义应力分布不均匀，接头中心压辊处应力最大，可以有效表征T形接头底板与筋板过渡根部的焊缝质量.4点弯曲疲劳测试中名义应力均匀分布，可以确保测试中疲劳断裂位于接头疲劳性能薄弱位置.
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图 7 3点弯曲及4点弯曲疲劳名义应力分布Figure 7. Distribution of nominal stress range in 3P and 4P bend fatigue表 1 填丝T形接头疲劳数据线性拟合结果Table 1. Results of linear fitting for 4P bend fatigue tests of additive T-joints线性相关
系数 r常数
m90%置信度97.5%存活率下的
特征疲劳强度UFAT/MPa0.777 8 7.967 6 101.4 图8a为填丝及不填丝T形接头三点弯曲疲劳测试结果. 可见，不填丝接头在经历约2 × 105次循环应力时发生断裂，断裂位置位于底板和筋板连接处根部. 填丝接头在经历2 × 106次循环应力时未出现断裂现象，填丝过渡圆角明显提高了T形接头过渡圆角处的疲劳性能，其疲劳寿命较不填丝接头提高幅度大于一个数量级.图8b为填丝T形接头4点弯曲疲劳测试的中值S-N曲线及90%置信度97.5%存活率下的特征S-N曲线，线性拟合参数见表1所示.S-N曲线拟合的线性相关系数约为0.78，具有良好的线性相关性. 但疲劳数据具有一定的分散性，在具有2 × 106疲劳寿命时的特征疲劳强度值为101.4 MPa. 当应力幅由141 MPa降低为135 MPa时，填丝T形接头的疲劳寿命大幅增加，提高幅度大于1个数量级，在2 × 106次循环应力作用下3个试样均仍未发生疲劳断裂. 可见，在低于141 MPa的应力幅水平下，应力水平将达到无限疲劳寿命阶段，不再符合有限疲劳寿命阶段下的疲劳寿命与应力水平间的Basquin关系.
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图 8 T形接头疲劳测试结果Figure 8. Results of fatigue tests. (a) results of 3P bend fatigue test for additive and non-additive T-joints; (b) results of 4P bend fatigue test for additive T-joints对于文中相同结构的铝合金熔化焊接T形接头，在底板方向的单向拉伸载荷下，IIW建议的在75%置信度97.5%存活率下，具有2 × 106疲劳寿命时的名义特征疲劳强度值为28 MPa. 文字疲劳测试虽采用4点弯曲载荷，但据相关研究，弯曲载荷与拉伸载荷对疲劳寿命的影响不大[10]. 由上可见，静轴肩填丝搅拌摩擦焊T形接头的特征疲劳强度值显著高于IIW对于熔化焊T形接头的建议值，达到了IIW建议值的362%.
图9为不同参数下填丝T形接头与传统搅拌摩擦焊及熔化焊对接接头中值S-N曲线的对比[11-16]. 可以发现，搅拌摩擦焊对接接头疲劳性能较MIG、TIG熔化焊对接接头疲劳性能有一定程度的提高. 而采用静轴肩的搅拌摩擦焊填丝T形接头疲劳性能高于大部分传统熔化焊及搅拌摩擦焊对接接头的疲劳性能. 综上可见，静轴肩填丝T形接头的疲劳性能优异，采用传统铝合金熔化焊接头的疲劳设计准则较为保守.
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图 9 传统对接接头与填丝T形接头S-N曲线对比Figure 9. Comparison of S-N curves for butt joints and additive T-joint2.5 疲劳断裂特征
图10为填丝T形接头4点弯曲疲劳测试中的断裂位置，所有试样的疲劳裂纹均萌生于轴肩压入的边缘，由于轴肩下压量的影响，在此位置接头厚度发生变化，因此在疲劳试验中出现应力集中，导致疲劳裂纹的萌生. 可见，通过对静止轴肩边缘形状的优化可以改善应力集中程度，有利于进一步提高填丝T形接头的疲劳性能.
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图 10 填丝T形接疲劳断裂位置Figure 10. Fracture location in 4P bend fatigue test for additive T-joint图11为填丝T形接头4点弯曲疲劳试验断口形貌. 宏观断口形貌如图11a所示. 疲劳裂纹萌生和扩展区均位于填丝T形接头热影响区. 疲劳断口包括裂纹源区、稳定扩展区、快速扩展区和瞬断区. 疲劳裂纹源表面及内部无可见宏观及微观缺陷，为二维线疲劳源，疲劳裂纹萌生后在交变作用下向接头内部扩展. 由于裂纹源位于轴肩压入区，接头表面晶粒在焊接热输入及压入变形的作用下发生不完全再结晶，晶粒尺寸较母材明显细化，其较母材具有更好的变形协调能力，有效的延缓了疲劳裂纹的产生且裂纹萌生后大量晶界阻碍裂纹源区疲劳裂纹的扩展，导致剧烈塑性变形的产生，因而呈现出细小颗粒状塑性穿晶断口形貌. 稳定扩展区疲劳裂纹在交变载荷作用下在晶内扩展，由于此区域保留了母材的原始轧制组织，晶粒尺寸大，疲劳裂纹在晶内扩展中受到较少的阻碍作用，因而呈现规则的疲劳条带形貌，如图11c所示. 疲劳裂纹瞬断区由于接头有效承载面积的严重减小，出现了明显的过载，导致最终断裂，因而呈现出与静载拉伸中类似的典型塑性断裂特征，断口分布着大量微孔聚集型的韧窝，如图11d所示. 疲劳裂纹的快速断裂区处于稳定扩展区与瞬断区的过渡处，同时存在稳定扩展区的疲劳条带与瞬断区的韧窝结构.
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图 11 填丝T形接头断口形貌Figure 11. Fatigue fracture morphology of additive T-joint. (a) macro fractography; (b) crack initiation zone; (c) stable propagation zone; (d) final failure zone3. 结论
(1) 通过自主开发的静止轴肩填丝T形接头焊接工具及工装在转速为1500 r/min、焊接速度为100 mm/min下可以得到表面成形平整光滑，且内部组织致密无缺陷的填丝T形接头. 接头内部填充材料与母材之间形成冶金连接，但由于材料流动性差异，接头不同区域混合程度不均匀. 接头轴肩压入下方由于承受大变形及快速冷却，接头表面形成一层超细晶.
(2) 由于接头焊接区沉淀相的溶解及填充材料的混合，T形接头底板及筋板显微硬度总体较母材有所降低且波动较大，最低硬度位于接头热影响区. 接头底板和筋板方向抗拉强度分别为181 MPa和221 MPa，分别为母材的68%和83%.
(3) 填丝T形接头过渡圆角有效缓解了底板和筋板过渡处的应力集中，3点弯曲疲劳测试中，填丝接头疲劳性能大幅度优于不填丝T形接头.4点弯曲疲劳测试中，在90%置信度97.5%存活率下，填丝T形接头在2 × 106疲劳寿命时的特征疲劳强度为101.4 MPa，显著高于IIW推荐值. 疲劳裂纹萌生于底板轴肩压入边缘过渡处，疲劳裂纹萌生区由于受到晶界的阻碍，断口呈现细小颗粒状穿晶断裂特征，稳定扩展区为典型的疲劳条带，瞬断区断裂机制为微孔聚集型的塑性断裂机制.
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图 1 填丝T形接头焊接过程及工具示意图
Figure 1. Schematic of welding process and tool. (a) welding unit; (b) welding tool; (c) welding process
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图 2 力学性能测试示意图
Figure 2. Schematic of mechanical tests. (a) skin direction; (b) stringer direction; (c) 4P bend fatigue; (d) 3P bend fatigue
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图 3 填丝T形接头外观及内部特征
Figure 3. Surface appearance and transverse section of additive T-joint. (a) surface appearance; (b) transverse section
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图 4 填丝T形接头内部组织
Figure 4. Surface appearance and transverse section of additive T-joint. (a) ~ (d) enlargement of position I ~ IV in Fig.3b respectively
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图 6 填丝T形接头显微硬度分布
Figure 6. Hardness distribution of additive T-joint. (a) skin direction; (b) stringer direction
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图 7 3点弯曲及4点弯曲疲劳名义应力分布
Figure 7. Distribution of nominal stress range in 3P and 4P bend fatigue
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图 8 T形接头疲劳测试结果
Figure 8. Results of fatigue tests. (a) results of 3P bend fatigue test for additive and non-additive T-joints; (b) results of 4P bend fatigue test for additive T-joints
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图 9 传统对接接头与填丝T形接头S-N曲线对比
Figure 9. Comparison of S-N curves for butt joints and additive T-joint
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图 10 填丝T形接疲劳断裂位置
Figure 10. Fracture location in 4P bend fatigue test for additive T-joint
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图 11 填丝T形接头断口形貌
Figure 11. Fatigue fracture morphology of additive T-joint. (a) macro fractography; (b) crack initiation zone; (c) stable propagation zone; (d) final failure zone
表 1 填丝T形接头疲劳数据线性拟合结果
Table 1 Results of linear fitting for 4P bend fatigue tests of additive T-joints
线性相关
系数 r常数
m90%置信度97.5%存活率下的
特征疲劳强度UFAT/MPa0.777 8 7.967 6 101.4 
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