7075鋁合金不同冷卻介質(zhì)條件下攪拌摩擦焊接頭的組織與性能

汪虎　韋葉　王巍　黃廷尊　周禮龍

摘要：針對3 mm厚的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行攪拌摩擦焊接（FSW），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，高溫停留時間短，焊縫表面成形更好，焊核區(qū)（NZ）和熱影響區(qū)（HAZ）顯微組織的晶粒更細小，接頭熱影響區(qū)更窄，并且接頭的塑性流形更清晰，而空氣中焊接的接頭熱影響區(qū)軟化嚴重，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：TG457.14 文獻標志碼：A 文章編號：1001-2303（2020）01-0092-05

DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2020.01.17

0 前言

7×××鋁合金是Al-Zn-Mg-Cu系超高強鋁合金，具有高強、高韌、低密度、耐腐蝕性好、輕質(zhì)等特點，抗拉強度可達500 MPa以上[1]。由于鋁合金表面存在高熔點的致密氧化膜，使用傳統(tǒng)的TIG熔化焊容易產(chǎn)生氣孔，嚴重阻礙熔化焊在鋁合金焊接上的應(yīng)用。攪拌摩擦焊（Friction stir welding，F(xiàn)SW）是一種固相連接的新型焊接技術(shù)[2]，具有焊接溫度低、能耗低、焊接過程無煙塵飛濺、無須保護氣體和焊后殘余應(yīng)力低等特點[3]。

7075鋁合金FSW接頭的力學(xué)性能優(yōu)良，但其焊接過程對熱輸入十分敏感。國內(nèi)外一些研究者主要對攪拌摩擦焊焊接不同鋁合金的焊接熱循環(huán)規(guī)律進行了研究，結(jié)果表明攪拌頭行走的位置瞬時溫度達到最大，隨著攪拌頭的遠離，溫度逐漸下降。攪拌頭的峰值溫度不超過母材的固相線，焊縫前進側(cè)與后退側(cè)的熱循環(huán)作用不同，前進側(cè)溫度略高于后退側(cè)溫度[4-7]。還有一些研究者將板材置于不同介質(zhì)中進行焊接[8]，采用外部冷卻的方式來解決焊接接頭的軟化問題，改善接頭性能。Fratiniet[9]等人認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制冷卻的作用，降低軟化強度，提高抗拉伸性能。

目前對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)展及實際生產(chǎn)應(yīng)用奠定基礎(chǔ)。

1 試驗材料及方法

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

攪拌摩擦焊機為SW-3LM-002型龍門式數(shù)控攪拌摩擦焊機。攪拌頭材料為工具鋼，軸肩直徑為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)方向為順時針。接頭形式為對接，焊接過程中保持攪拌頭傾斜角為3°。FSW旋轉(zhuǎn)速度為 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，在距焊縫3 mm和6 mm處布置熱電偶，沿垂直于焊縫方向分別在前進側(cè)和后退側(cè)板上等距布置兩個測試點。垂直于焊縫截取金相試樣，采用Keller浸蝕劑進行腐蝕，在MSD-VHX1000超景深三維（3D）顯微鏡下觀察宏觀形貌，采用ZEISS金相顯微鏡觀察接頭微觀組織。采用MH-5D自動轉(zhuǎn)塔式顯微維氏硬度計在試樣厚度中線上測量接頭的顯微硬度，試驗載荷100 g，保持加載時間5 s。每個焊接參數(shù)的接頭垂直焊接方向用線切割加工三個平行拉伸試樣，在CMT5205型微機控制電子式萬能材料實驗機上進行拉伸試驗。本次試驗使用日立JSM-6480 型掃描電鏡分析焊縫和斷口。利用掃描電鏡分析焊接接頭各區(qū)域的形貌，以及各區(qū)域中相的形貌和分布變化，同時觀察斷口組織形貌，判斷斷裂方式及其原因。

2 試驗結(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處的特征點前進側(cè)、后退側(cè)溫度曲線進行比較，并將二者特征點的峰值進行比較，如圖1a、1b所示。觀察發(fā)現(xiàn)，距離焊縫邊緣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峰值溫度沿垂直于焊縫平面呈對稱分布，靠近焊縫中心峰值溫度高，遠離焊縫中心峰值溫度低。

由于空氣與水下散熱和熱傳導(dǎo)的介質(zhì)不同，空氣中主要依靠被焊工件、金屬墊板以及夾持裝置進行散熱，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，由于冷水的快速冷卻作用，使散熱速度加快，熱輸入降低，溫度很低，導(dǎo)致空氣與水下溫差較大。焊接過程中熱輸入主要來自于攪拌針、軸肩摩擦熱和金屬塑性變形熱，熱源集中在焊縫中心，距離較遠的特征點溫度較低，導(dǎo)致特征點的峰值溫度沿垂直于焊縫的平面對稱分布。

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?？梢钥闯?，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，前進側(cè)的飛邊較多。而水下焊接時焊縫表面較光滑，無毛刺，魚鱗紋較細膩，成形良好。

空氣中和水下的焊接接頭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，而空氣中的形貌較模糊，且焊核區(qū)存在分布不均勻的黑色陰影。前進側(cè)與后退側(cè)的塑性流線具有差異，這是因為在攪拌摩擦焊接過程中，前進側(cè)的金屬塑性流動方向與攪拌針旋轉(zhuǎn)方向和前進方向相同，受到攪拌針和軸肩的擠壓與帶動，具有清晰的流線。而后退側(cè)的塑性金屬流動方向和攪拌針的移動方向相反，軟化的塑性金屬一部分被帶到前進側(cè)，另一部分堆積在后退側(cè)，未受到攪拌針的強制帶動作用，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)?？諝庵蠪SW接頭前進側(cè)和后退側(cè)均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，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

空氣中與水下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^晶粒組織較水下的粗大很多，且第二相粒子從晶界脫溶析出較為嚴重，降低固溶強化作用，其尺寸粗大且分布集中，容易產(chǎn)生應(yīng)力集中，導(dǎo)致接頭性能下降。水下FSW接頭晶粒尺寸細小，這是由于冷卻水的快速冷卻作用及時帶走熱量，阻止了動態(tài)再結(jié)晶后晶粒的長大行為，而焊核區(qū)的第二相粒子具有不同程度的析出長大行為，導(dǎo)致接頭強度和塑性下降。

2.4 接頭顯微硬度分析

空氣和水下接頭的顯微硬度如圖5所示。可以看出，空氣與水下焊核區(qū)的硬度較低，約為135 HV。這是因為焊核區(qū)發(fā)生金屬動態(tài)再結(jié)晶，晶粒被細化，但受溫度影響，大部分強化相固溶到基體中，少部分強化相沉淀析出長大，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。水下熱機影響區(qū)和熱影響區(qū)的硬度高于空氣中焊接接頭，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化相的析出長大，造成接頭性能改變?？諝庵蠪SW的熱輸入大于水下FSW，則熱影響區(qū)和熱機影響區(qū)晶粒粗化和強化相的析出長大現(xiàn)象較為嚴重，而水下的熱影響區(qū)和熱機影響區(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

空氣中和水下焊接的接頭力學(xué)性能如表2所示?？梢钥闯?，兩種接頭的抗拉強度接頭相差不大，但水下焊接接頭的延伸率明顯高于空氣中焊接接頭的延伸率。

水下與空氣中FSW接頭斷口形貌如圖6所示?？諝庵泻附咏宇^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，這與空氣中焊接的試樣斷口形貌相符。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，為較平坦的準解離面，具有一定的河流狀花樣。第二相粒子與微坑幾乎一一對應(yīng)，說明一個夾雜物或第二相粒子就是一個微坑的形核位置。

3 結(jié)論

本文使用相同參數(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）通過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，高溫停留時間短。特征點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，遠離焊縫中心峰值溫度低。

（2）水下焊接的焊縫表面成形比空氣中焊接的更好。水下焊接的接頭熱影響區(qū)更窄一些，并且接頭的塑性流線更清晰。空氣中焊接的接頭顯微組織晶粒較粗大，且第二相粒子從晶界脫溶析出較嚴重。

（3）空氣中和水下FSW接頭焊核區(qū)硬度較低，均在135 HV左右。而水下熱機影響區(qū)和熱影響區(qū)的硬度較高，約為155 HV，空氣中僅為114 HV。

（4）空氣中焊接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小韌窩和準解離平面，且存在河流狀樣貌，為韌性斷裂。

參考文獻：

[1] David A L，Ray M H. Aluminum alloy development effortsfor compression dominated structure of aircraft[J]. LightMetal Age，1991，2（9）：11215.

[2] KnipstromkE，PekkariB. Friction stir welding process goescommercial[J]. Welding J，1997，（9）：55.

[3] 季亞娟，蔣成禹，嚴鏗. 鋁合金攪拌摩擦焊工藝及性能的研究[J]. 華東船舶工業(yè)學(xué)院學(xué)報（自然科學(xué)版），2004，18（1）：68-71.

[4] Hwang Y M，Kang Z W，Chiou Y C，et al. Experimentalstudy on temperature distributions within the work pieceduring friction stir welding of aluminum alloys[J]. Interna-tional Journal of Machine Tools &Manufacture，2008（48）：778-787.

[5] Tang W，Guo X，McClure J C，et al. Heat Input and Tem-perature Distribution in Friction stir Welding[J]. Journal ofMaterials Processing and Manufaturing Science，1998，7（2）：163-172.

[6] 王大勇，馮吉才，張偉，等. 鋁鋰合金攪拌摩擦焊接熱循環(huán)[J]. 稀有金屬，2004，28（1）：156-159.

[7] 史清宇，王細波，康旭，等. 攪拌摩擦焊溫度場[J]. 清華大學(xué)學(xué)報，2010，50（7）：980-983，988.

[8] Upadhyay P，Reynolds A P. Effects of thermal boundary con-ditions in friction stir welded AA7050-T7 sheers Mate-rials Science and Engineering A.，2010，527（6）：1537-1543.

[9] Mofid M A，Abdollah-zadeh A，MalekGhaini A. The Effectof Water Cooling during Dissimilar Friction Stir Welding ofAl alloy to Mg alloy[J]. Materials and Design，2011，11（2）：161-167.