鋁/鎂異種金屬攪拌摩擦焊研究現狀及發展趨勢

陳玉華，謝吉林，戈軍委，曹文明

(南昌航空大學航空制造工程學院，南昌 330063)

鋁合金耐蝕性好、比強度高，同時具有良好的導電和導熱性能，被廣泛地應用于航空航天、軌道交通、汽車工業等領域中[1]。鎂合金是一種比鋁合金更輕的有色金屬，具有較高的比強度和比剛度，同時還具有良好的抗震性能和電磁屏蔽性能[2]。鋁/鎂異種金屬的復合結構能夠充分發揮兩種金屬的優良性能，揚長避短，具有重要的實用價值和現實意義。然而，由于鎂和鋁在晶體結構等物理化學性能方面存在巨大的差異，兩者之間容易生成各種脆性金屬間化合物，導致兩者的焊接存在較大的問題，難以獲得理想的焊接接頭[3]。攪拌摩擦焊(FSW)是由英國焊接研究所于1991年發明的新型固相連接技術，焊接過程中，母材不熔化，能夠有效地避免如氣孔、裂紋、夾雜等缺陷，對于異種金屬的焊接具有較大的優勢[4]。許多學者對鋁/鎂異種金屬的攪拌摩擦焊接進行了深入地研究，文中從異種金屬的攪拌摩擦焊接的工藝角度，包括焊接工藝參數對接頭的影響、接頭的顯微組織與金屬間化合物，以及接頭的力學性能、改進的新型工藝介紹等幾個方面進行綜述。

1 焊接工藝研究現狀

攪拌摩擦焊接的工藝參數通常包括焊接速度、攪拌頭旋轉速度。同時，對于異種金屬焊接，材料相對攪拌針所處的位置以及攪拌針的偏移，也會影響焊接接頭的成形以及承載能力[5]。焊接工藝參數對接頭的熱輸入、溫度分布以及材料流動有直接的影響，異種材料的焊接過程中，由于材料性能的差異，導致對焊接工藝參數的敏感性高于同種材料的焊接，特別是材料的位置以及攪拌針的偏移。隨著研究的深入，Malarvizhi[6]發現攪拌頭軸肩的尺寸與板厚的比值(D/t)也會對接頭的性能有較大影響，認為當D/t值為3.5時能獲得承載能力最優的接頭。

1.1 焊接工藝參數對焊縫成形的影響

李達等人[7]研究了攪拌頭旋轉速度對7075鋁合金與AZ31鎂合金異種材料攪拌摩擦焊對接接頭成形質量的影響，結果表明:當旋轉速度較小時，焊縫的熱輸入不足，焊縫底部金屬塑化不足，焊縫存在明顯的界線;當旋轉速度過大時，焊縫的熱輸入過大，焊縫局部出現熔化現象，焊縫容易開裂(圖1為旋轉速度對焊縫表面的成形影響)。Yan等人[8]在研究AZ31鎂合金與1060鋁合金攪拌摩擦焊接時獲得了相同的結論。對于7075鋁合金與AZ31鎂合金異種材料攪拌摩擦焊，較為合適的焊接工藝參數是焊接速度為30 mm/min、旋轉速度為 780 r/min[7]。Firouzdor等人[9]采用38 mm/min和254 mm/min的焊接速度，1400 r/min的旋轉速度，對6061-T6鋁合金和AZ31B-H24鎂合金進行了焊接，當焊接速度為254 mm/min時，接頭產生較大的隧道缺陷(如圖2所示)，難以成功地獲得接頭，作者認為是由于速度過大，對接頭的熱輸入不足，導致塑化金屬的量較少，從而產生隧道缺陷。

圖1 不同旋轉速度下焊縫表面成形[7]Fig.1 Surface appearance of different rotation speed

圖2 不同焊接速度下接頭橫截面成形[9]Fig.2 Transverse macrograph of dissimilar metals weld made at different welding speed

Morishige等人[10]獲得了焊縫表面成形的工藝窗口圖(如圖3所示)，結果表明:獲得成形質量較好的工藝參數范圍較窄。Fu[11]也通過研究獲得了6061鋁合金/AZ31異種金屬攪拌摩擦焊焊縫表面成形與橫截面成形的工藝窗口(如圖4所示)，從圖4可知，在中等旋轉速度(600～800 r/min)及中等焊接速度(30～60 mm/min)下，能獲得沒有缺陷的焊縫表面和橫截面成形。焊接速度與旋轉速度會直接影響接頭的成形，通常采用二者的比值(n/v)來描述。當該數值過大時，表示對焊縫的熱輸入過大;當該數值較小時，攪拌頭對焊縫的熱輸入小，二者都難以獲得無缺陷的接頭。

圖3 焊接工藝參數對焊縫表面成形的影響[10]Fig.3 Effect of welding parameters on the Surface appearance

1.2 材料相對位置與攪拌頭的偏移

圖4 焊接工藝參數對接頭成形和焊縫成形的影響[11]Fig.4 Effect of welding parameters on the transverse macrograph weld made and surface appearance[11]

攪拌摩擦焊接是一種非對稱的焊接方法，焊縫兩側的溫度分布和金屬流動不同。對于異種金屬的攪拌摩擦焊接，攪拌針的偏移以及材料相對位置，對接頭的影響同樣是一個重要的研究點。一種觀點認為，材料的熔點是決定材料所處位置的因素;但也有研究者認為，材料的硬度對于材料的位置及攪拌針的偏移有決定作用。李達等人[7]認為，攪拌針偏向鎂合金或者鋁合金時都能獲得比攪拌針不偏移時成形好的焊縫。當鋁合金置于返回邊，鎂合金置于前進邊時，焊縫表面及接頭的橫截面成形較好。王快社等人[12]研究了MB3鎂合金和1060鋁合金的攪拌摩擦焊接，焊接過程中如果將鎂合金置于前進側，攪拌針置于中間時，焊縫容易出現空洞和隧道等缺陷，當將攪拌針偏向鎂合金時，焊縫成形良好。王快設與李達的研究表明在焊接過程中，材料的相對位置和攪拌針的偏移對接頭成形的影響是相互的，而不是單獨、獨立影響的。

康舉等人[13]將鎂合金置于前進側，攪拌針向鋁合金偏0.3 mm，對7075鋁合金和AZ31鎂合金焊接，獲得了焊縫成形良好，接頭抗拉強度為112 MPa的異種金屬接頭，而不偏移時的接頭強度僅為78 MPa。而Fu研究發現，將鎂合金置于前進側，攪拌針偏向鎂合金0.3 mm時，接頭強度最高，達到了鎂合金母材的70%。將鋁合金置于前進側，攪拌針偏向鋁合金時，接頭強度減小。

對于攪拌針的偏移量的大小，Jagadeesha[14]通過連續改變攪拌針的偏移量，研究了其對接頭性能以及金屬間化合物厚度的影響。發現當攪拌針的偏移量為偏向返回邊鎂合金側0.66 mm時，接頭的性能最好，抗拉強度達到106.86 MPa，此時金屬間化合物的厚度最小，約為 1.2 μm。

Firouzdor等人[9]在研究材料位置及攪拌頭偏移時發現，不同的焊接速度與旋轉速度對結果也有較大的影響，焊接速度較小時，接頭的成形較好。并且，鎂合金置于前進側、攪拌頭偏向鎂合金時，接頭的焊接工藝窗口最大。分析認為，鎂合金置于前進側、攪拌針偏向鎂合金時，能夠降低焊縫的熱輸入，從而提高接頭的抗拉強度。接頭強度的最大值出現在鎂合金置于前進側，攪拌針偏向鎂合金，焊接速度為38 mm/min、旋轉速度為1400 r/min時。如圖5所示為材料位置、攪拌針的偏移以及不同的焊接參數下焊縫橫截面的形貌。

圖5 不同焊接工藝下的接頭橫截面形貌[9]Fig.5 Transverse macrograph of dissimilar metals weld made at different welding parameters

表1 鋁/鎂異種金屬典型攪拌摩擦焊工藝Table1 Typical welding process parameters of Al/Mg dissimilar joint

表1為部分學者在鋁鎂異種金屬攪拌摩擦焊接中所采用的工藝參數的總結。從表1中可以看到，研究人員對鋁鎂異種金屬進行了全面深入地研究，焊接速度從低速(20 mm/min)到高速(384 mm/min)，旋轉速度從低速(200 r/min)到高速(2700 r/min)，并且對于材料的放置位置以及攪拌針的偏移都進行了研究。

2 焊接接頭的力學性能

2.1 焊接接頭的拉伸性能

鋁/鎂異種金屬接頭的拉伸性能相比于鋁合金或者鎂合金母材來說有較大的差距，目前最高的抗拉強度為鎂合金同種材料攪拌摩擦焊接頭的80%[9]、鎂合金母材的76%[20]。并且，由于接頭中存在金屬間化合物，導致接頭的斷后伸長率也很小，呈現脆性斷裂。文獻[18]研究結果表明，焊接接頭中存在的殘余應力也是影響接頭性能的一個因素，通過將異種金屬接頭進行焊后320℃熱處理1 h，可以提高接頭的強度。

鋁/鎂異種金屬的接頭的承載能力與金屬間化合物的量有密切的關系[21]。當焊接熱輸入增大時，金屬間化合物的形核和長大的速度隨之增大，從而在鋁鎂的連接界面處產生了更多的金屬間化合物，致使接頭強度下降;厚板鋁/鎂異種材料的焊接過程中產生的界面孔洞同樣會降低接頭的強度[16]。同時，焊接過程中產生的機械互鎖結構對于提高異種金屬的強度有幫助[21]。

異種金屬攪拌摩擦焊接頭的斷裂方式以脆性斷裂為主，斷裂經常發生在焊核區或者界面處，主要原因就是焊核區層狀結構中、界面處產生的脆性金屬間化合物以及界面孔洞導致接頭在該區域最薄弱。然而文獻[17]指出，鋁/鎂異種金屬攪拌摩擦焊接頭在拉伸斷裂過程中，在接頭的下部會出現塑性斷裂特征，其原因是由于焊接接頭下部的溫度相對較低，產生的金屬間化合物量較少，在拉伸過程中出現塑性斷裂。

2.2 焊接接頭硬度分布

鋁/鎂異種金屬接頭硬度分布有較大的起伏，整體不均勻，如圖6所示。如圖6a[18]，由于在鎂合金和鋁合金兩側存在熱影響區和熱力影響區，從而會使得該區域的硬度小于母材，而焊核區由于有層狀結構和流線結構存在，其中的金屬間化合物會產生波峰尖點，而其中的母材則會產生波谷點，導致焊核區內的硬度分布也不均勻。

采用的鋁合金母材及其熱處理狀態也對接頭的硬度分布有較大影響，如圖6b[22]所示，母材硬度較小，硬度分布呈現尖峰形，并且焊縫上部硬度要高于焊縫下部。由于上部受熱較大，金屬間化合物量和尺寸都大，從而導致該處的硬度也相對更大。

圖 6 鋁/鎂異種金屬接頭硬度分布[18，20—22]Fig.6 Microhardness profiles of microstructure from Mg to Al

3 焊接接頭微觀組織及金屬間化合物

攪拌摩擦焊接鋁/鎂異種金屬的接頭一般可以類比同種金屬接頭，將其分為4個區域即焊核區、熱力影響區、熱影響區以及母材區。不同的區域在焊接過程中所受的熱-力復合作用不同，同時，其組織的變化也不同。又由鎂鋁二元相圖可知，在攪拌摩擦焊接過程中會產生Al12Mg17以及少量的Al3Mg2金屬間化合物。

3.1 異種金屬接頭微觀組織

在鋁/鎂異種金屬焊接過程中，由于攪拌針周期性旋轉，在焊核區會存在類似同質材料攪拌摩擦焊接的復雜的流線型結構[18]。與同種材料焊接不同的是，流線型結構由兩種材料相互穿插而成，其中富鋁相與富鎂相相互疊加，形成焊合區域的層狀結構。在焊核區兩種材料的晶粒都非常的細小，平均晶粒尺寸為2.5 ～4.5 μm(如圖 7 所示)。這是由于焊核區的材料經歷了較大的塑性變形和較高的焊接溫度而產生了動態再結晶，從而獲得了晶粒細小的組織。在熱影響區以及熱機械影響區則和同種材料攪拌摩擦焊接接頭相同。陳影[26]研究了鋁鎂搭接攪拌摩擦焊接發現，鋁合金側的晶粒與母材相比較細小，而鎂合金側的則只有輕微變化，這與其他研究人員的結論有差別。

圖7 鋁/鎂異種金屬攪拌摩擦焊接頭EBSD圖[22]Fig.7 EBSD IPF maps for BM and SZ of AA6061 and AZ3

3.2 異種金屬接頭中金屬間化合物

金屬間化合物的產生，是由于焊接峰值溫度超過了Mg-Al相的共晶溫度而在焊縫中形成液相，液相在冷卻過程中發生了L→Al12Mg17+Mg轉變，產生了Al12Mg17金屬間化合物，同時，由Al12Mg17包析轉變產生了Al3Mg2金屬間化合物，還有就是焊接過程中2種元素相互擴散，最后形成了金屬間化合物。Choi[21]通過XRD以及TG-DSC證明在鋁鎂異種金屬接頭中存在金屬間化合物Al12Mg17和Al3Mg2。Mohammadia等人[25—26]還發現金屬間化合物的分布有一定的規律，Al12Mg17大量分布在靠近鎂合金的一側，而Al3Mg2則是少量的，并且分布在靠近鋁合金一側。這一規律在文獻[9，12]中也有闡述。Firouzdor[27]的研究還發現，金屬間化合物層中不完全是金屬間化合物，Al12Mg17的區域內還發現了晶粒細小的鎂合金，在Al3Mg2層內則觀察到了有納米尺寸的鋁顆粒存在，如圖8所示。并且他認為這是由于液化的材料在凝固過程中被攪拌針的剪切作用產生的。

圖8 鋁/鎂異種金屬攪拌摩擦焊接頭中的金屬間化合物[27]Fig.8 Intermediat componts in dissimilar joints

4 鋁/鎂攪拌摩擦焊接新工藝

從以上綜述可以看出，在采用傳統的攪拌摩擦焊接鋁/鎂異種金屬時，接頭中存在的金屬間化合物對接頭的強度以及焊縫成形有較大的影響。研究人員通過各種焊接新工藝的研究，嘗試控制焊接過程中的峰值溫度以及在接頭中添加第3種元素，從而嘗試控制金屬間化合物的量，以此來提高異種金屬的接頭強度，還有學者嘗試通過增加焊縫的有效承載面積，來提高接頭的疲勞性能。

Mofid 等人[28—30]在液氮、水以及空氣中分別對鋁合金和鎂合金進行了攪拌摩擦焊接，研究了焊接過程中熱循環曲線以及對接頭中的脆性金屬間化合物進行了分析。研究發現，當在空氣中進行焊接時，接頭所經歷的峰值溫度為410℃，而在水中進行時峰值溫度為367℃，在液氮中時溫度為377℃。如圖9和10所示，在液氮中的焊接接頭的抗拉強度最高，其次是在水中的，最低的在大氣中。接頭的伸長率則以水中的最高，其次是在液氮中的。接頭的組織分析發現，在空氣中焊接的接頭出現了大量的金屬間化合物，接頭組織混合較多，而在液氮和在水中的則要顯著減少，同時，在液氮和在水中的接頭再結晶區的組織粗化也不顯著，而在空氣中的則出現了明顯的晶粒長大。在空氣中的接頭硬度分布出現了較大的變化，而在液氮中和水中獲得的則沒有出現顯著波動。

Zhao等人[31]對鋁鎂異種金屬水下攪拌摩擦焊接接頭的組織性能進行了分析，認為在攪拌區內有層片狀的再結晶鋁合金和鎂合金組成。水下攪拌摩擦焊接頭中界面產生的金屬間化合物層要比在大氣中焊接的焊縫要薄，但是接頭斷裂也發生在產生金屬間化合物的鋁鎂界面處。異種金屬接頭的抗拉強度達到了鎂合金母材的63.3%，同時，在斷口處通過XRD檢測到了Al12Mg17和Al3Mg2金屬間化合物。

圖9 空氣中獲得的鋁/鎂異種金屬接頭界面組織[30]Fig.9 Microstructure of Al/Mg interface for friction-stir welded specimen in air

圖10 鋁/鎂異種金屬攪拌摩擦焊接頭的界面[30]Fig.10 Interface of Mg alloy and Al alloy in stir zone for submerged friction-stir weld，performed in(a)water;(b)liquid nitrogen;(c)X-ray diffraction pattern in the stir zone of submerged friction stir welded

Chang[32]等人采用激光束作為輔助熱源，在焊縫中添加0.5 mm純Ni薄片作為調控金屬間化合物的中間金屬，對4 mm的6061鋁合金和AZ31鎂合金進行了攪拌摩擦焊接，如圖11所示。當激光功率為2 kW的時候，獲得了無缺陷的焊縫。研究發現，添加了Ni薄片的激光輔助攪拌摩擦焊接接頭強度為鎂合金母材的66%，要高于直接采用攪拌摩擦焊接的接頭，并且Ni在接頭中的分布也比直接采用FSW的接頭分布更加均勻。作者認為是由于Ni的加入以及激光的引入，減少了接頭中的脆性金屬間化合物Al12Mg17的含量。

圖11 激光輔助攪拌摩擦焊接示意圖[32]Fig.11 Schematics of the laser-FSW hybrid process

陳崢等人[33]通過紅外熱源輔助攪拌摩擦焊接了厚板鋁/鎂異種金屬，結果發現復合焊接能夠顯著地細化接頭組織，改善接頭性能。采用復合焊接方法獲得的接頭抗拉強度增加了25.4%、屈服強度增加了20.3%、接頭伸長率增加了2.3%。接頭中只有極少量的Al12Mg17，并且未生成Mg2Al3。

為了減少焊縫中兩種材料的混合量，從而控制金屬間化合物的量，研究人員嘗試通過無攪拌針的工具進行焊接。Simoncinia[34]采用帶攪拌針和不帶攪拌針的攪拌頭(如圖12所示)對1 mm的薄板鋁/鎂異種材料進行焊接。研究發現，采用不帶針的攪拌頭能獲得比帶針攪拌頭更優質的異種異種金屬接頭(抗拉強度高，塑性好)。采用無針工具獲得的焊縫表面成形良好，沒有裂紋等宏觀缺陷;而采用帶針工具容易獲得成形較差的接頭。分析認為，是由于薄板在焊接過程中材料受到攪拌針的作用更多地被混合，以及材料位置對接頭的影響，導致了有針工具焊接接頭比無針工具接頭承載力更低。

圖12 實驗采用的有針和無針攪拌頭[35]Fig.12 "Pin"and"pinless"tool configurations in the experiment

5 結論

通過上述近5年來國內外關于鋁/鎂異種攪拌摩擦焊技術研究成果的分析和總結，可以得出結論:通過選擇合適的工藝參數，改變攪拌針的偏移，鋁鎂異種金屬攪拌摩擦焊接可以獲得強度較高的、焊縫成形良好的接頭;焊縫中存在的金屬間化合物是影響接頭力學性能的主要原因;研究人員通過嘗試不同的焊接新工藝來控制接頭所經歷的峰值溫度或者引進中間元素，從而減少金屬間化合物的生成和細化焊縫晶粒，達到提高接頭承載能力的目的，已經取得了一定的研究成果。但是，對于焊接過程中金屬間化合物的產生、分布規律的深層次研究，特別是對于金屬間化合物的控制措施，仍然有待進一步的探索。

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