7075鋁合金不同冷卻介質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7075鋁合金板材，采用相同的焊接參數分別在空氣和水中進行攪拌摩擦焊接，研究不同冷卻介質對接頭的熱循環曲線、宏觀形貌、微觀組織、硬度以及力學性能的影響。結果表明，水下焊接的熱循環曲線更趨于平緩，高溫停留時間短。水下焊接的焊縫表面成形更好，焊核區（NZ）和熱影響區（HAZ）顯微組織的晶粒更為細小，接頭熱影響區更窄，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。

關鍵詞：7075鋁合金;攪拌摩擦焊;熱循環;微觀組織;力學性能

中圖分類號：TG453+.9文獻標志碼：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系超高強鋁合金，具有高強、高韌、密度低、耐腐蝕性好、輕質等特點，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TIG熔化焊容易產生氣孔，嚴重阻礙其在鋁合金焊接上的應用。攪拌摩擦焊技術是一種固相連接的新型焊接技術[2]，與傳統熔化焊相比，具有焊接溫度低、能耗低、焊接過程無煙塵飛濺、無需保護氣體和焊后殘余應力低等特點[3]。

7075鋁合金攪拌摩擦焊接頭力學性能良好，在各方面性能都較傳統工藝所獲接頭具有優勢，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。國內外一些研究者針對FSW焊接不同鋁合金的焊接熱循環進行了研究，結果發現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會超過母材的固相線，焊縫的前進側與后退側具有不同的熱循環作用，前進側溫度稍高于后退側溫度[4-7]。還有一些研究者將板材放到不同介質中進行焊接[8]，采用外部冷卻的方式來解決焊接接頭的軟化問題，以改善接頭性能。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，7075鋁合金攪拌摩擦焊的研究主要集中在焊接工藝參數的優化和接頭組織性能方面，關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，重點研究焊接熱輸入對焊縫組織及其力學性能的影響，為該種合金攪拌摩擦焊的發展及實際生產應用奠定了一定的基礎。

1 試驗材料及方法

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

攪拌摩擦焊機采用型號為SW-3LM-002龍門式數控攪拌摩擦焊機。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旋轉速度1 000 r/min，焊接速度100 mm/min。

測量焊縫的焊接熱循環曲線，預留焊縫寬度為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側和后退側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，在ZEISS金相顯微鏡下觀察接頭的微觀組織。采用MH-5D自動轉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。每個焊接參數的接頭垂直于焊接方向用線切割加工平行拉伸試樣3個，在CMT5205型微機控制電子式萬能材料實驗機上進行拉伸試驗。使用日立JSM-6480 型掃描電鏡分析焊縫和斷口各區域中相的形貌和分布變化，同時觀察斷口組織形貌，判斷斷裂方式和原因。

2 試驗結果及分析

2.1 焊接熱循環結果與分析

針對空氣與水下（1 000 r/min，100 mm/min）距離焊縫中心3 mm處的特征點的前進側和后退側溫度曲線進行比較，并且對二者特征點的峰值進行比較（見圖1a、1b）。觀察發現，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，高溫停留時間短。圖1c為距離焊縫3 mm和6 mm處的峰值溫度對比。可以看出，特征點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介質不同。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，其他散熱介質吸熱速率慢，導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的速度加快，熱輸入降低，使溫度很低，導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，距離較遠的特征點溫度較低，導致特征點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。兩種介質中，焊縫表面均成形良好。空氣條件下焊縫表面有一些起皮，前進側的飛邊較多;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，且焊核區存在分布不均勻的黑色陰影。前進側與后退側的塑性流線具有差異，這是因為在攪拌摩擦焊接過程中，前進側的金屬塑性流動方向與攪拌針旋轉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，還有一部分堆積在后退側，未受到攪拌針的強制帶動作用，所以后退側具有較寬的模糊流線。接頭兩側母材受熱影響的范圍區域大小可能表現為兩側塑性流線的模糊區域大小，該區域會影響母材的組織結構。空氣中FSW接頭前進側和后退側都具有較大范圍模糊不均勻的組織結構，影響接頭性能。水下FSW接頭的前進側未出現塑性流線模糊區域，后退側的模糊區域十分狹窄，表明周圍的母材組織受熱量影響較小，并未出現組織不均勻和粗大的現象。

2.3 接頭微觀組織分析

空氣與水下FSW接頭焊核區（NZ）和熱影響區（HAZ）的微觀組織如圖4所示。可以看出，空氣中的焊接接頭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重，降低了固溶強化作用。第二相粒子尺寸粗大、分布集中，容易產生應力集中，導致接頭性能下降。水下FSW接頭晶粒尺寸細小，這是因為冷卻水的快速冷卻作用及時帶走熱量，阻止了動態再結晶后晶粒的長大行為，而焊核區第二相粒子具有不同程度的析出長大行為，導致接頭強度和塑性下降。

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。可以看出，空氣與水下焊核區的硬度較低，約為135 HV。原因是焊核區發生金屬動態再結晶，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，導致硬度降低。空氣中接頭后退側距焊縫4 mm處熱影響區硬度最低，約為113 HV，說明熱影響區發生了軟化，第二相粒子發生沉淀析出行為，導致硬度過低，且空氣的低硬度范圍較寬，因此空氣中的FSW接頭熱影響區較大。水下熱機影響區和熱影響區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。對于7075鋁合金，高的熱輸入意味著強化相的析出長大改變了接頭性能。空氣中FSW的熱輸入大于水下FSW，則熱影響區和熱機影響區晶粒粗化和強化相的析出長大現象較為嚴重，而水下的熱影響區和熱機影響區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 接頭力學性能及斷口分析

空氣中和水下焊接接頭的力學性能如表2所示。兩種接頭的抗拉強度相差不大，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。空氣中的焊接接頭的拉伸試樣斷口具有“臺階”形貌且邊緣發亮，因此為解理型斷裂。解理斷裂是金屬原子間結合鍵在拉應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的，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 結論

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

（1）對比空氣中和水下焊接的熱循環曲線發現，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較空氣中焊接的更好一些。水下焊接接頭的熱影響區更窄一些，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為粗大，且第二相粒子從晶界脫溶析出較嚴重。

（3）空氣FSW接頭和水下FSW接頭焊核區硬度較低，均為135 HV。而水下熱機影響區和熱影響區的硬度較高，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小韌窩和準解離平面，且存在河流狀樣貌，為韌性斷裂。

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