汪虎　韋葉　王巍　黃廷尊　周禮龍

摘要：針對3 mm 厚7075鋁合金板材，采用相同的焊接參數(shù)分別在空氣和水中進(jìn)行攪拌摩擦焊接，研究不同冷卻介質(zhì)對接頭的熱循環(huán)曲線、宏觀形貌、微觀組織、硬度以及力學(xué)性能的影響。結(jié)果表明，水下焊接的熱循環(huán)曲線更趨于平緩，高溫停留時(shí)間短。水下焊接的焊縫表面成形更好，焊核區(qū)（NZ）和熱影響區(qū)（HAZ）顯微組織的晶粒更為細(xì)小，接頭熱影響區(qū)更窄，并且接頭的塑性流線更清晰，而空氣中焊接的接頭熱影響區(qū)軟化嚴(yán)重，硬度僅為113 HV。水下FSW接頭斷裂形式為脆性斷裂，而空氣中FSW接頭斷裂形式為韌性斷裂。

關(guān)鍵詞：7075鋁合金;攪拌摩擦焊;熱循環(huán);微觀組織;力學(xué)性能

中圖分類號：TG453+.9文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A文章編號：1001-2303（2020）03-0070-05

DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2020.03.13

0 前言

7xxx鋁合金是Al-Zn-Mg-Cu系超高強(qiáng)鋁合金，具有高強(qiáng)、高韌、密度低、耐腐蝕性好、輕質(zhì)等特點(diǎn)，抗拉強(qiáng)度可達(dá)500 MPa以上[1]。由于鋁合金表面存在高熔點(diǎn)的致密氧化膜，使用傳統(tǒng)TIG熔化焊容易產(chǎn)生氣孔，嚴(yán)重阻礙其在鋁合金焊接上的應(yīng)用。攪拌摩擦焊技術(shù)是一種固相連接的新型焊接技術(shù)[2]，與傳統(tǒng)熔化焊相比，具有焊接溫度低、能耗低、焊接過程無煙塵飛濺、無需保護(hù)氣體和焊后殘余應(yīng)力低等特點(diǎn)[3]。

7075鋁合金攪拌摩擦焊接頭力學(xué)性能良好，在各方面性能都較傳統(tǒng)工藝所獲接頭具有優(yōu)勢，但對熱輸入十分敏感，因此有必要研究熱輸入對接頭性能的影響。國內(nèi)外一些研究者針對FSW焊接不同鋁合金的焊接熱循環(huán)進(jìn)行了研究，結(jié)果發(fā)現(xiàn)攪拌頭行走的位置瞬時(shí)溫度達(dá)到最大，隨著攪拌頭的遠(yuǎn)離，溫度逐漸下降。攪拌頭的峰值溫度不會超過母材的固相線，焊縫的前進(jìn)側(cè)與后退側(cè)具有不同的熱循環(huán)作用，前進(jìn)側(cè)溫度稍高于后退側(cè)溫度[4-7]。還有一些研究者將板材放到不同介質(zhì)中進(jìn)行焊接[8]，采用外部冷卻的方式來解決焊接接頭的軟化問題，以改善接頭性能。Fratiniet[9]等人認(rèn)為接頭的軟化是影響性能的主要原因，而冷卻水可以起到強(qiáng)制冷卻的作用，降低軟化強(qiáng)度，提高抗拉伸性能。

目前，7075鋁合金攪拌摩擦焊的研究主要集中在焊接工藝參數(shù)的優(yōu)化和接頭組織性能方面，關(guān)于空氣和水下焊接的溫度場分布對比和組織性能研究相對較少。本文研究了空氣與水下攪拌摩擦焊中溫度場的分布，重點(diǎn)研究焊接熱輸入對焊縫組織及其力學(xué)性能的影響，為該種合金攪拌摩擦焊的發(fā)展及實(shí)際生產(chǎn)應(yīng)用奠定了一定的基礎(chǔ)。

1 試驗(yàn)材料及方法

試驗(yàn)材料為AA7075-T76（Al-Zn-Mg-Cu系）鋁合金，其化學(xué)成分如表1所示，試板尺寸為200 mm×150 mm×3 mm。

攪拌摩擦焊機(jī)采用型號為SW-3LM-002龍門式數(shù)控?cái)嚢枘Σ梁笝C(jī)。攪拌頭材料為工具鋼，軸肩直徑10 mm，攪拌針直徑3.5 mm，針長2.9 mm，下壓量控制在3.2 mm左右，旋轉(zhuǎn)方向?yàn)轫槙r(shí)針。接頭形式為對接，焊接過程中保持?jǐn)嚢桀^傾斜角為3°。FSW旋轉(zhuǎn)速度1 000 r/min，焊接速度100 mm/min。

測量焊縫的焊接熱循環(huán)曲線，預(yù)留焊縫寬度為10 mm，從距焊縫3 mm和6 mm處布置熱電偶，沿垂直于焊縫的方向分別在前進(jìn)側(cè)和后退側(cè)板上等距布置兩個(gè)測試點(diǎn)。垂直于焊縫截取金相試樣，采用Keller浸蝕劑進(jìn)行腐蝕，在MSD-VHX1000 超景深三維（3D）顯微鏡下觀察宏觀形貌，在ZEISS金相顯微鏡下觀察接頭的微觀組織。采用MH-5D自動(dòng)轉(zhuǎn)塔式顯微維氏硬度計(jì)在試樣厚度中線上測量接頭的顯微硬度，試驗(yàn)載荷100 g，保持加載時(shí)間5 s。每個(gè)焊接參數(shù)的接頭垂直于焊接方向用線切割加工平行拉伸試樣3個(gè)，在CMT5205型微機(jī)控制電子式萬能材料實(shí)驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行拉伸試驗(yàn)。使用日立JSM-6480 型掃描電鏡分析焊縫和斷口各區(qū)域中相的形貌和分布變化，同時(shí)觀察斷口組織形貌，判斷斷裂方式和原因。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 焊接熱循環(huán)結(jié)果與分析

針對空氣與水下（1 000 r/min，100 mm/min）距離焊縫中心3 mm處的特征點(diǎn)的前進(jìn)側(cè)和后退側(cè)溫度曲線進(jìn)行比較，并且對二者特征點(diǎn)的峰值進(jìn)行比較（見圖1a、1b）。觀察發(fā)現(xiàn)，距離焊縫中心3 mm處空氣與水下溫度曲線差別很大，空氣比水下高出約100 ℃，而水下溫度基本不超過100 ℃。水下曲線更趨于平緩，高溫停留時(shí)間短。圖1c為距離焊縫3 mm和6 mm處的峰值溫度對比?？梢钥闯觯卣鼽c(diǎn)峰值溫度沿垂直于焊縫的平面上近似呈對稱分布，靠近焊縫中心峰值溫度高，遠(yuǎn)離焊縫中心峰值溫度低。

究其原因：空氣與水下的散熱和熱傳導(dǎo)介質(zhì)不同?？諝庵兄饕揽勘缓腹ぜ?、金屬墊板以及夾持裝置進(jìn)行散熱，鋁合金傳熱速度快，其他散熱介質(zhì)吸熱速率慢，導(dǎo)致焊接過程中熱輸入增加，溫度很高。水下焊接時(shí)，由于冷水的快速冷卻作用使散熱的速度加快，熱輸入降低，使溫度很低，導(dǎo)致空氣與水下溫差較大。焊接過程中熱輸入的熱源，主要來自于攪拌針、軸肩摩擦熱和金屬塑性變形熱，這些熱量來源集中在焊縫中心，距離較遠(yuǎn)的特征點(diǎn)溫度較低，導(dǎo)致特征點(diǎn)的峰值溫度沿垂直于焊縫的平面上對稱分布。

2.2 焊縫表面成形及宏觀形貌

空氣中和水下的焊縫表面成形情況如圖2所示。兩種介質(zhì)中，焊縫表面均成形良好?？諝鈼l件下焊縫表面有一些起皮，前進(jìn)側(cè)的飛邊較多;而水下焊接時(shí)焊縫表面較光滑，無毛刺，魚鱗紋較細(xì)膩，成形良好。

空氣和水下焊接接頭的宏觀金相形貌對比如圖3所示。水下的形貌很清晰、飽滿、均勻，而空氣中的形貌較為模糊，且焊核區(qū)存在分布不均勻的黑色陰影。前進(jìn)側(cè)與后退側(cè)的塑性流線具有差異，這是因?yàn)樵跀嚢枘Σ梁附舆^程中，前進(jìn)側(cè)的金屬塑性流動(dòng)方向與攪拌針旋轉(zhuǎn)方向和前進(jìn)方向相同，受到攪拌針和軸肩的擠壓與帶動(dòng)，具有清晰的流線。而后退側(cè)的塑性金屬流動(dòng)方向和攪拌針的移動(dòng)方向相反，軟化的塑性金屬一部分被帶到前進(jìn)側(cè)，還有一部分堆積在后退側(cè)，未受到攪拌針的強(qiáng)制帶動(dòng)作用，所以后退側(cè)具有較寬的模糊流線。接頭兩側(cè)母材受熱影響的范圍區(qū)域大小可能表現(xiàn)為兩側(cè)塑性流線的模糊區(qū)域大小，該區(qū)域會影響母材的組織結(jié)構(gòu)。空氣中FSW接頭前進(jìn)側(cè)和后退側(cè)都具有較大范圍模糊不均勻的組織結(jié)構(gòu)，影響接頭性能。水下FSW接頭的前進(jìn)側(cè)未出現(xiàn)塑性流線模糊區(qū)域，后退側(cè)的模糊區(qū)域十分狹窄，表明周圍的母材組織受熱量影響較小，并未出現(xiàn)組織不均勻和粗大的現(xiàn)象。

2.3 接頭微觀組織分析

空氣與水下FSW接頭焊核區(qū)（NZ）和熱影響區(qū)（HAZ）的微觀組織如圖4所示?？梢钥闯觯諝庵械暮附咏宇^晶粒組織比水下的粗大很多，且第二相粒子從晶界脫溶析出較為嚴(yán)重，降低了固溶強(qiáng)化作用。第二相粒子尺寸粗大、分布集中，容易產(chǎn)生應(yīng)力集中，導(dǎo)致接頭性能下降。水下FSW接頭晶粒尺寸細(xì)小，這是因?yàn)槔鋮s水的快速冷卻作用及時(shí)帶走熱量，阻止了動(dòng)態(tài)再結(jié)晶后晶粒的長大行為，而焊核區(qū)第二相粒子具有不同程度的析出長大行為，導(dǎo)致接頭強(qiáng)度和塑性下降。

2.4 接頭顯微硬度分析

空氣中和水下接頭的顯微硬度分布如圖5所示?？梢钥闯觯諝馀c水下焊核區(qū)的硬度較低，約為135 HV。原因是焊核區(qū)發(fā)生金屬動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，晶粒被細(xì)化，但受溫度影響，大部分強(qiáng)化相固溶到基體中，少部分強(qiáng)化相沉淀析出長大，導(dǎo)致硬度降低?？諝庵薪宇^后退側(cè)距焊縫4 mm處熱影響區(qū)硬度最低，約為113 HV，說明熱影響區(qū)發(fā)生了軟化，第二相粒子發(fā)生沉淀析出行為，導(dǎo)致硬度過低，且空氣的低硬度范圍較寬，因此空氣中的FSW接頭熱影響區(qū)較大。水下熱機(jī)影響區(qū)和熱影響區(qū)的硬度高于空氣中焊接接頭的硬度，約為155 HV，這與焊接過程中接頭組織變化有關(guān)。對于7075鋁合金，高的熱輸入意味著強(qiáng)化相的析出長大改變了接頭性能?？諝庵蠪SW的熱輸入大于水下FSW，則熱影響區(qū)和熱機(jī)影響區(qū)晶粒粗化和強(qiáng)化相的析出長大現(xiàn)象較為嚴(yán)重，而水下的熱影響區(qū)和熱機(jī)影響區(qū)由于冷卻水的快速冷卻作用，受熱輸入的影響較小，所以沉淀相析出長大行為不嚴(yán)重，硬度較高。

2.5 接頭力學(xué)性能及斷口分析

空氣中和水下焊接接頭的力學(xué)性能如表2所示。兩種接頭的抗拉強(qiáng)度相差不大，但水下焊接接頭的延伸率明顯高于空氣中的。

空氣中和水下FSW接頭斷口形貌如圖6所示?？諝庵械暮附咏宇^的拉伸試樣斷口具有“臺階”形貌且邊緣發(fā)亮，因此為解理型斷裂。解理斷裂是金屬原子間結(jié)合鍵在拉應(yīng)力作用下被破壞而造成的穿晶斷裂，這與空氣中焊接試樣的斷口形貌相符。水下焊接接頭斷裂形式為韌性斷裂，斷口表面具有一定的韌窩，但整體較淺，圖6b中可以看出較為平坦的準(zhǔn)解離面，具有一定的河流狀花樣。第二相粒子與微坑幾乎是一一對應(yīng)的，說明一個(gè)夾雜物或第二相粒子就是一個(gè)微坑的形核位置。

3 結(jié)論

采用相同參數(shù)對比研究了不同冷卻介質(zhì)（空氣和水下）條件下7075鋁合金攪拌摩擦焊過程的熱循環(huán)曲線和接頭力學(xué)性能，得出以下結(jié)論：

（1）對比空氣中和水下焊接的熱循環(huán)曲線發(fā)現(xiàn)，水下曲線更趨于平緩，高溫停留時(shí)間短。特征點(diǎn)的峰值溫度沿垂直于焊縫的平面上呈對稱分布，靠近焊縫中心峰值溫度高，遠(yuǎn)離焊縫中心峰值溫度低。

（2）水下焊接的焊縫表面成形較空氣中焊接的更好一些。水下焊接接頭的熱影響區(qū)更窄一些，并且接頭的塑性流線更清晰?？諝庵泻附拥慕宇^顯微組織晶粒較為粗大，且第二相粒子從晶界脫溶析出較嚴(yán)重。

（3）空氣FSW接頭和水下FSW接頭焊核區(qū)硬度較低，均為135 HV。而水下熱機(jī)影響區(qū)和熱影響區(qū)的硬度較高，約為155 HV，空氣中的僅為114 HV。

（4）空氣中FSW接頭拉伸試樣斷口具有“臺階”形貌，邊緣較亮，屬于脆性斷裂。水下焊接接頭的拉伸試樣斷口具有細(xì)小韌窩和準(zhǔn)解離平面，且存在河流狀樣貌，為韌性斷裂。

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