熱輸入對7075鋁合金攪拌摩擦焊接頭質量的影響

蔣若蓉，李文亞，羅賢道，楊 茜

（西北工業大學 凝固技術國家重點試驗室，陜西 西安 710072）

0 前言

7075鋁合金是一種可熱處理強化的Al-Mg-Zn-Cu系超硬鋁合金，具有密度小、強度及硬度高，機械性能良好及抗氧化性、抗腐蝕性能好等優點，在航空航天領域應用廣泛。目前，國內外一般采用惰性氣體保護焊焊接此類合金。但傳統熔焊方法容易使其產生焊接變形和氣孔等缺陷，且產生的殘余應力大，限制了其進一步發展和應用[1]。

攪拌摩擦焊（FSW，Friction Stir Welding）技術的出現較好地解決了此類鋁合金的焊接問題。FSW是一種新型低溫固相連接技術，其基本原理是將一個旋轉著的耐高溫攪拌頭端部攪拌針緩慢插入兩被焊金屬材料的接縫中，依靠攪拌頭的高速旋轉與兩焊件接觸邊緣產生的摩擦熱，使接縫處金屬產生塑性軟化區，其中旋轉攪拌頭周圍塑性軟化區金屬受到攪拌、擠壓，并隨著攪拌針沿焊縫向后流動，形成塑性金屬流動，隨后在攪拌針離開后的冷卻過程中，接縫處金屬形成固相焊接接頭[2]。采用攪拌摩擦焊焊接7075鋁合金獲得的焊接接頭力學性能與傳統工藝相比優勢明顯，但焊接過程中的工藝參數對其接頭性能有著重要影響[3]。目前，國內大部分學者關于7075鋁合金攪拌摩擦焊的研究主要著重于接頭組織性能和斷口形貌的分析、焊后熱處理及疲勞裂紋擴展特性[4-7]，而本研究從焊接工藝參數著手，研究焊接熱輸入對接頭組織及其缺陷的影響，為避免接頭缺陷、提高焊接質量提供理論依據，為攪拌摩擦焊的發展推廣奠定基礎。

1 試驗材料和方法

1.1 試驗材料和攪拌頭

選用7075-T651鋁合金板材進行攪拌摩擦焊試驗，其化學成分如表1所示，板材尺寸110 mm×60 mm×6.35 mm。

表1 7075鋁合金化學成分 %

本試驗所用攪拌頭為錐形、帶右旋螺紋，攪拌頭的材料為Cr12MoV合金工具鋼，軸肩直徑18mm，攪拌針長為6.0 mm，攪拌針根部和端部直徑分別為6.3 mm和4.8 mm，攪拌頭外形如圖1所示。

圖1 攪拌頭實物

1.2 工藝試驗

采用XKA5032立式數控銑床進行攪拌摩擦焊試驗。在軸肩下壓量均為0.3 mm的條件下，分別選取五組旋轉速度和焊接速度進行組合試驗，如表2所示。焊后拍攝各焊縫宏觀形貌，沿垂直焊縫方向截取金相試樣，截取的金相試樣用Keller試劑（1 ml HF、1.5ml HCl、2.5ml HNO3和 95ml H2O）進行腐蝕，時間為35s。試樣腐蝕后，在OLYMPUS GX71光學金相顯微鏡下觀察、拍攝金相微觀組織照片。

表2 焊接工藝參數

2 試驗結果和討論

FSW實質是以摩擦熱為焊接熱源的焊接方法，通過比較焊接熱輸入的大小評價焊接接頭性能的優劣是一種有效的手段。Arbegast等人[8]提出使用偽熱指數χ表征焊接熱輸入參數

式中χ為無量綱參數；ω為旋轉速度（單位：r/min）；vf為焊接速度（單位：mm/min）；hf為攪拌工具軸肩壓入工件表面深度（單位：mm）。Arbegast等人通過試驗證實了χ與焊接熱輸入呈線性比例關系，當偽熱指數χ越大時，焊接熱輸入越大，當偽熱指數χ越小時，焊接熱輸入越小。該指數可以用于解釋“熱”或“冷”工藝參數范圍對FSW焊縫的影響。

根據式（1）分別計算出本試驗中各焊接試樣的偽熱指數χ，所得結果如表3所示。

表3 各試樣偽熱指數

2.1 焊接熱輸入對焊縫表面形態的影響

各試樣在不同的工藝參數下獲得的焊接接頭的外觀照片如圖2所示。

由圖2和表3可知，偽熱指數χ較小的1#和2#接頭，其表面成型良好，沒有飛邊的產生并且其表面魚鱗紋光亮且細密。而偽熱指數較大的3#和4#接頭，其表面成型則較差，產生了一定的飛邊，且在表面細密的魚鱗紋上形成了粗糙的毛刺。偽熱指數最大的5#接頭表面成型最差，產生了較大的飛邊，表面魚鱗紋不僅形成了粗糙的毛刺還發生了起皮。

飛邊缺陷通常是由焊縫中部分塑性材料從軸肩兩側擠出，冷卻后形成的一種缺陷[9]，一般出現在攪拌針插入位置的軸肩外緣和焊縫后退側。在攪拌針插入階段，隨著攪拌針的插入，被焊工件中的材料被逐漸擠出，材料擠出量與插入的攪拌針體積相當。在攪拌針插入后作短暫的停留，被攪拌針擠出的部分材料在攪拌頭軸肩的旋轉擠壓作用下平鋪在焊縫表面，少量材料被擠出軸肩外緣形成飛邊。攪拌摩擦焊過程中的熱輸入越高，焊縫中金屬發生軟化的程度越大，特別是與軸肩接觸部分的金屬，隨著該部分金屬軟化程度和流動性的增大，其軸肩接觸緊密度增加，從而軟化的金屬更易在軸肩的擠壓作用下溢出軸肩外緣，冷卻后形成飛邊。

在攪拌摩擦焊焊接過程中，攪拌頭軸肩下表面與工件表面發生摩擦，當焊接熱輸入較大時，工件表面的部分上層材料與攪拌頭軸肩可能發生粘結，隨著攪拌頭的向前行進，部分軟化金屬而與工件表面的材料發生撕裂形成毛刺，導致表面成型粗糙，而熱輸入較小時則不會有該現象的發生。

圖2 各試樣焊接接頭表面形貌

2.2 焊接熱輸入對焊縫微觀組織的影響

各試樣的焊核區微觀組織如圖4所示。圖4中各試樣的焊核區組織均為與母材組織有著顯著差別的均勻細小的再結晶等軸組織。這是由于焊核區在攪拌頭強烈機械攪拌作用以及局部摩擦產生的強烈高溫作用下發生了完全動態再結晶，使得母材的原始纖維狀組織（見圖3）全部轉變為細小的等軸晶組織。比較圖4中各試樣焊核區的晶粒大小，發現圖4e的晶粒組織明顯比圖4a~4d的晶粒組織粗大，其中圖4a的組織晶粒最為細小。結合表3的偽熱指數χ分析可知，隨著偽熱指數χ的增大，即隨著焊接熱輸入的增大，焊核區晶粒尺寸逐漸增大。這主要是由于當焊接熱輸入增大時，焊核區在攪拌頭強烈機械攪拌作用和局部摩擦作用下所達到的溫度隨著升高，焊核區晶粒在動態再結晶晶核形成后的高溫停留時間延長，因而再結晶晶核形成后晶粒長大的時間延長，使得晶粒尺寸變大。

圖3 母材組織

2.3 焊接熱輸入對焊縫孔洞缺陷的影響

在攪拌摩擦焊過程中，攪拌針前進側金屬最先隨攪拌針旋轉，此處材料被帶走形成了一個瞬時空腔，且前進側的瞬時空腔是最后才由后退側金屬回填，若金屬回填不及時，則易在前進側形成孔洞型缺陷[9]。各試樣在不同的工藝參數下獲得的試樣焊縫橫截面形貌如圖5所示。圖5a中，偽熱指數χ最小的1#試樣焊縫具有明顯的孔洞缺陷，該缺陷出現于焊縫前進側的焊核區與熱機影響區的交界處，而在圖5e中偽熱指數χ最大的5#試樣焊縫處則無明顯的孔洞缺陷，隨著偽熱指數χ的增大，孔洞缺陷的面積逐漸減小。

圖4 各試樣焊縫焊核區微觀組織

圖5 各試樣焊縫橫截面的孔洞形貌

根據圖5中各孔洞缺陷的尺寸和大小可將其分為三個類型，即隧道型孔洞缺陷（1#試樣）、疏松型孔洞缺陷（2#）以及裂紋型孔洞缺陷（3#試樣和4#試樣）。隧道型孔洞缺陷是由于焊接熱輸入嚴重不足，焊縫中塑性金屬軟化不足、流動性不佳導致焊縫中空隙得不到填充造成，這種孔洞貫穿于整個焊縫，如隧道一般。疏松型孔洞缺陷的特點是在焊縫中呈分散的多個小孔洞，主要是因為焊縫中金屬擠壓不致密造成，另外還與焊縫中焊接熱輸入較少、塑性金屬軟化不足有關。裂紋型孔洞缺陷的產生原因與疏松型孔洞缺陷類似。

3 結論

（1）對7075-T651鋁合金進行攪拌摩擦焊，焊接熱輸入較小時，可獲得成型良好、無飛邊、表面魚鱗紋細密光亮的接頭外觀。

（2）焊核區由于受到攪拌頭的摩擦熱作用和機械攪拌作用，原始的母材破碎并發生了動態再結晶，最終組織形態呈細小等軸晶。焊核區晶粒大小與焊接熱輸入大小成正比，即熱輸入越大，焊核區晶粒越大。

（3）焊接熱輸入不足可能導致隧道型孔洞缺陷的產生，當偽熱指數χ為0.63時，接頭孔洞面積最大，隨著偽熱指數χ的增大，孔洞缺陷的面積逐漸減小。

[1]王希靖，孫桂蘋.7075鋁合金攪拌摩擦焊接頭組織及性能[J].宇航材料工藝，2008（6）：77-80.

[2]楊新岐，秦紅珊.鋁合金攪拌摩擦焊技術研究存在的問題及趨勢[J].焊接，2009（7）：24-33.

[3]賀幼生.7075攪拌摩擦焊組織性能研究[J].株洲工學院學報，2006，20（2）：56-58.

[4]亞 娟，欒國紅，嚴 鏗.5A05(LF5)鋁合金攪拌摩擦焊接頭的組織和性能[J].焊接技術，2005，34（4）：15-17.

[5]何 淼，張 健，李 光，等.7075鋁合金FSW接頭不同板厚的微觀組織和腐蝕[J]，航空制造技術，2009（18）：69-71.

[6]沈 洋，王快社，呂 爽，等.7075鋁合金攪拌摩擦焊研究[J].特種鑄造及有色合，2007，27（2）：145-147.

[7]賀地求，鄧 航，周鵬展.7075－T6鋁合金攪拌摩擦焊疲勞裂紋擴展特性[D].天津：天津大學，2006.

[8]William J Arbegast.Friction stir welding and aircraft applications[R/OL].Advanced Materials Processing Center(AMP)，South Dakota School of Mines and Technology(SDSMT)，http：//ampcentersdsmt.edu/2000/presentation_files/AARFS%200EM%20WPAFB%20FSW%20Repairs%20Rev%20Final07112007.pdf，2007-6-5.a.

[9]王過慶，趙衍華.鋁合金的攪拌摩擦焊接[M].北京：中國宇航出版社，2010.