工藝參數對7003鋁合金/AZ31鎂合金板攪拌摩擦焊搭接組織及性能影響*

劉 澳，華 鵬，李玉虎，李海寧，李先芬

（合肥工業大學 材料科學與工程學院，合肥 230009）

0 前 言

在輕量化技術發展過程中，鋁、鎂合金在新能源汽車、軌道交通、航空航天等領域被廣泛應用[1-2]。采用傳統熔焊方法焊接鋁鎂異種合金時容易產生氣孔、裂紋等缺陷，另外由于焊接溫度高，焊縫內容易生成大量Al-Mg金屬間化合物(intermetallic compounds, IMCs)，導致焊接質量差[3]。攪拌摩擦焊（friction stir welding，FSW）是一種加工效率高、焊接熱輸入低的新型固相連接技術，能很好地完成鋁、鎂合金的焊接[4-5]。

國內外學者針對攪拌頭形狀及尺寸、工藝參數、接頭形成機制、IMCs 生成機制等方面開展了諸多研究[6]。周振魯等[7]研究了攪拌頭形貌對FSW 搭接接頭的橫截面形貌與拉剪性能的影響規律，結果表明，全螺紋攪拌頭將材料堆積至攪拌針尖端，尖端半螺紋攪拌頭螺紋的起始端對周圍材料有向下的作用力，根部半螺紋攪拌頭在螺紋的末端及攪拌針尖端堆積材料。Jiang 等[8]研究了攪拌針螺紋對鋁鎂合金FSW 焊接界面熱產生、溫度場、材料流動和混合的影響，發現攪拌針螺紋的作用主要體現在增加材料在剪切層中的混合程度，螺紋的存在使鋁鎂界面更加曲折。張濤等[9]通過選擇不同的焊接工藝參數對鎂鋁異質合金進行異種金屬攪拌摩擦焊焊接，結果表明，一定范圍內，接頭的抗拉強度和硬度整體會隨著旋轉速度的增加而上升，焊核區的晶粒經過動態回復再結晶變得細小均勻，隨著旋轉速度的增加，焊接接頭由脆性斷裂逐漸變為韌性斷裂。Gotawala 等[10]研究了AZ31 鎂合金和6061 鋁合金FSW 后的組織和織構，研究發現，在高溫塑性變形過程中織構和顯微組織發生演變，在攪拌區域兩種材料都經歷了晶粒細化，Mg 側和Al 側均存在傾斜的基底織構和立方織構。Zeng 等[11]系統研究了鋁鎂FSW在不同條件下沿材料流動路徑的微觀結構，確定了包括4 個階段的微觀結構演化的普遍特征，FSW 中的動態再結晶機制取決于焊接條件，動態回復和動態再結晶的延遲是FSW 過程中細化晶粒的有效方法。Beygi 等[12]研究發現，鋁鎂FSW 期間IMCs 的形成包括固態擴散和液態擴散兩種機制，液態擴散機制產生的IMCs 被認為是連續的。

綜上所述，采用FSW 焊接技術對鋁鎂板材進行焊接工藝試驗的探索，對于材料向輕量化方面發展具有十分重要的應用價值。而本研究通過研究Al-Mg 的FSW 搭接接頭在不同焊接速度、攪拌速度及下壓量條件下接頭微觀組織、焊縫界面及IMCs 的變化，探究其焊接工藝參數與物理性能的關系。

1 試驗材料及方法

1.1 試驗材料

本試驗母材采用規格為75 mm×150 mm×3 mm的7003 鋁合金和AZ31 鎂合金板材，化學成分見表1。

表1 7003鋁合金及AZ31鎂合金化學成分

1.2 焊接工藝

試驗前首先將鋁合金及鎂合金板材表面打磨干凈并用酒精、丙酮清洗，搭接長度為30 mm，鎂板在上，鋁板在下，如圖1 所示。采用攪拌摩擦焊機進行接焊試驗，攪拌頭為圓錐螺紋型，攪拌針長度為4.5 mm，焊接工藝見表2。

表2 焊接工藝及參數

圖1 鋁板鎂板搭接方式示意圖

1.3 試樣檢測

對焊接接頭搭接進行宏觀形貌、微觀組織形貌及顯微硬度分析。依據GB/T 11363—2008 標準進行拉剪試驗，隨后采用SEM 對斷口形貌進行觀察，并對斷口進行XRD分析。

2 試驗結果及分析

2.1 工藝參數對焊接宏觀形貌的影響

圖2為不同攪拌速度下焊縫表面宏觀形貌及截面形貌。結果顯示，不同轉速下焊縫表面均無缺陷，在后退側均存在較為嚴重的飛邊，當轉速較低時，焊縫表面存在較多的毛刺，隨著轉速的提高，焊縫表面由粗糙變得光滑，紋路變得更為致密。轉速為300 r/min 時，前進側沒有觀察到Hook 缺陷（又稱吊鉤缺陷），當轉速為600 r/min和950 r/min 時，前進側出現了Hook 缺陷，這是因為轉速的增加導致前進側材料的上移，另外轉速為950 r/min 時，在后退側出現了尺寸較大的Hook 缺陷，這是因為轉速的增加導致攪拌區內材料塑性流動程度增大，提高了材料的機械變形速率，導致后退側有更多的材料上移。另外，當轉速較低時，IMCs 數量較少，且主要分布在攪拌區底部、前進側Hook 處及鎂板前進側中部，當轉速為950 r/min 時，在整個攪拌區內都能觀察到大量IMCs，這是因為隨著熱輸入增加，焊接峰值溫度增大，冶金反應劇烈，更容易生成IMCs。隨著旋轉速度的增加，鋁鎂界面過渡區形狀逐漸由平滑變得曲折復雜，接頭機械互鎖程度有所增加。

圖2 不同攪拌速度下焊縫表面宏觀形貌及截面形貌

圖3為不同焊接速度下焊縫表面宏觀形貌及截面形貌，從圖3可看出，當焊接速度23.5 mm/min和30 mm/min時，焊縫表面光滑致密，沒有發現宏觀缺陷；當焊接速度增加到75 mm/min時，焊縫表面出現了嚴重的犁溝缺陷，這是因為焊接速度過快導致材料無法及時填補焊接過程中產生的瞬時空腔。觀察截面形貌可知，當焊接速度為23.5 mm/min 時，后退側出現了較大尺寸的Hook缺陷，攪拌區底部及前進側鎂板中部存在大量IMCs；當焊接速度為75 mm/min 時，接頭成形質量差，由于熱輸入較低沒有觀察到IMCs，攪拌區底部出現了隧道缺陷，根據抽吸-擠壓理論，使用右旋螺紋攪拌頭時，材料沿著攪拌針表面向下流動，容易在攪拌針尖端附近形成瞬時空腔，當空腔未被及時填滿就會形成隧道型缺陷[13]。

圖3 不同焊接速度下焊縫表面宏觀形貌及截面形貌

圖4為不同下壓量下焊縫表面宏觀形貌及截面形貌，從圖4可以觀察到，不同軸肩下壓量下焊縫成形均無缺陷。當軸肩下壓量為0.3 mm 時，由于攪拌頭軸肩頂鍛壓力較小，不利于金屬的塑性流動，鋁鎂連接界面較為平滑，沒有形成有效的機械互鎖，沒有觀察到明顯的IMCs，當下壓量增大時，頂鍛壓力增大，利于金屬流動，鋁鎂界面連接處生成的IMCs逐漸增加。

圖4 不同下壓量焊縫表面宏觀形貌及截面形貌

通過對比發現，600-30-0.7、950-23.5-0.7、950-30-0.7、950-30-0.5 四種焊接參數的焊接接頭無明顯缺陷，且焊縫界面冶金結合良好。

2.2 微觀組織分析

圖5所示為典型的鋁鎂異種金屬FSW焊接接頭截面形貌，焊接工藝參數為950-30-0.7。將焊縫截面分4 個區域，由數字1～4 表示，1 區域為IMCs 薄層，2 區域為攪拌區底部鋁鎂交界界面，3 區域為前進側（advancing side，AS）的Hook處，4區域為后退側（retreating side，RS）的Hook處。3區域前進側及4區域后退側的搭接界面向上遷移深入攪拌區形成Hook 形貌，根據Hook 放大圖可見，RS的Hook尺寸明顯大于AS的Hook尺寸，且RS的Hook更為復雜曲折。攪拌區內部主要為鎂合金，底部存在大量IMCs，鎂板前進側1區域處存在一個沿水平方向延伸的IMCs薄層。鋁鎂界面過渡區形狀復雜曲折，機械互鎖程度較高。

對圖5 中1 區域IMCs 薄層進行線掃描，EDS 結果如圖6（a）所示，IMCs 薄層主要由鎂元素組成，同時存在少量鋁元素的成分起伏。對圖5 中2 區域鋁鎂交界處進行面掃描，EDS 結果如圖6（b）、圖6（c）所示，紅色顯示鋁元素分布，綠色顯示鎂元素分布，可以看到在鋁鎂交界處鋁元素和鎂元素發生了擴散，相比之下鋁元素更為密集而鎂元素較為分散，因此鋁元素向鎂側擴散的數量較多。對圖5 中3 區域A 處和4 區域B 處進行點掃描，結果如圖7 所示。根據元素比例并結合后續斷口XRD 結果可知A、B處的相（見表3），可以看到，攪拌區中主要由網格狀的Al12Mg17組成，網格內部由鎂基體和Al12Mg17共同組成。由于Al12Mg17易形成在富鎂區，而攪拌區內部主要為鎂合金母材，因此形成了大量Al12Mg17IMCs。

表3 EDS點掃結果

圖5 焊縫截面各區域形貌

圖6 圖5中2區域掃描結果

圖7 圖5中3區域A處和4區域B處點掃描結果

在本試驗中，有效搭接寬度（effective lap width，ELW）表示AS尖端到RS尖端的水平距離，有效板厚（effective sheet thickness，EST）表示Hook結構到上板表面的最短距離，將EST和ELW的乘積定義為有效承載面積（loading area，LA）。

對4組較優參數的EST和ELW進行測量并統計，結果如圖8 所示。從圖8 可以看出，當攪拌速度增加時，材料的塑性流動增強促使后退側材料上移量及后退側Hook 尺寸增大，導致EST 減小；而轉速增大也導致攪拌針的機械攪拌區域增加，因此ELW 增加，混合區整體尺寸增加；當焊接速度增加時，接頭熱輸入降低，較低的熱輸入使塑性材料具有更慢的流動速率，但是較小的塑性程度會導致對熱機影響區材料的推力增加，從而導致了鋁鎂混合區整體尺寸的增加[14]；當下壓量減小時，由于攪拌針在鋁板內作用長度減少，因此鋁鎂混合區整體尺寸減小。綜上所述，當下壓量增大、焊接速度增加、旋轉速度增加時，EST 減小，ELW 增大，LA 增大。由此可知最優工藝參數為：攪拌速度為950 rpm，焊接速度為30 mm/min，下壓量為0.7 mm，其EST 最小值為1.27 mm、ELW最大值為4.64 mm。

圖8 不同工藝參數接頭EST、ELW以及LA尺寸統計圖

2.3 硬度測試

對優選的950-30-0.7工藝下的搭接接頭進行硬度測試，結果如圖9所示。從圖9可看出，鋁合金母材平均硬度88.6HV0.05，鎂合金母材平均硬度53.8HV0.05。攪拌區內存在大量連續分布的硬而脆的鋁鎂IMCs，接頭硬度升高，最高144.8HV0.05。

圖9 950-30-0.7工藝參數條件下搭接接頭顯微硬度分布

2.4 拉剪測試

對四組較優參數下的搭接接頭進行拉剪試驗，拉剪力結果如圖10所示。從圖10可以看出，當下壓量增大、焊接速度增加、旋轉速度增加時，拉剪力增大。拉剪力在950-30-0.7 工藝下出現最大值，拉剪力最大為4.02 kN；對于950-30-0.5工藝，由于攪拌區材料未能充分混合，鋁鎂界面連接處形狀較為平滑，機械互鎖程度較低，因而拉剪力較小；對于950-23.5-0.7 工藝，較高的熱輸入導致材料塑性增加，對熱機影響區材料的作用力減小，從而導致了鋁鎂混合區整體尺寸減小；對于600-30-0.7 工藝，較低的ELW 導致混合區尺寸減小，因而拉剪力較小。將圖10 不同工藝參數下拉剪力測試結果與圖8統計結果進行對比，可以看出，拉剪力與LA 呈正相關，這表明影響拉剪力大小的主要因素為LA，LA越大，接頭拉剪力越大。

圖10 不同工藝參數下接頭拉剪力測試結果

2.4.1 斷口分析

搭接接頭斷口宏觀形貌如圖11 所示，裂紋首先萌生于Hook 尖端處，Hook 處由于形狀尖銳且存在部分微孔洞，容易引起應力集中，所以通常為裂紋萌生的初始位置。加載過程中裂紋沿鋁鎂搭接界面逐步擴展，最后鋁板和鎂板完全分離發生斷裂，這種裂紋沿搭接界面拓展進而斷裂的方式稱為界面斷裂形式。

圖11 搭接接頭斷口宏觀形貌

圖12 為不同工藝參數搭接接頭斷口微觀形貌，由圖12 可知，在搭接界面處普遍存在亮白色的IMCs，950-23.5-0.7 工藝的Al 側發現大量白色的IMCS，這是因為此工藝的轉速和下壓量最大，行進速度最小，因此熱輸入最大，生成大量的IMCS；950-30-0.5 工藝的斷口和950-30-0.7 工藝的斷口都可以觀察到明顯的撕裂棱；600-30-0.7 工藝Al 側斷口可以清晰地看到斷口表面分布層狀的IMCs，Mg 側則存在少量韌窩。

圖12 不同工藝參數搭接接頭斷口形貌

對950-30-0.7 工藝Mg 側斷口進行面掃描，掃描分析結果如圖13 所示。結果表明，在斷口附近鋁鎂元素以IMCs 的形式存在，且呈臺階狀。另外，不同參數組下斷口微觀表面均沒有發現韌窩的存在，剪切試樣沿著剪切受力方向開裂，鋁鎂搭接界面為接頭的弱連接區域，造成接頭的失效斷裂[15]。結合圖11 接頭斷裂位置和圖12 斷口形貌分析可知，常規鋁鎂FSW 焊接接頭斷裂方式為解理脆性斷裂。

圖13 950-30-0.7參數組接頭Mg側斷口面掃描結果

2.4.2 斷口XRD測試

圖14 為950-30-0.7 參數組接頭Mg 側斷口XRD 物相分析圖譜，從XRD 物相分析圖譜中可以看到IMCs 主要組成為Al12Mg17和Al3Mg2，該結果進一步證明了圖7 中出現的網格狀IMCs為Al12Mg17，出現Al3Mg2的主要原因可能是因為斷口處某些區域的鋁元素富集，更容易生成Al3Mg2。

圖14 950-30-0.7參數組接頭Mg側斷口XRD圖譜

3 結 論

（1）焊接工藝參數對焊縫表面成形質量有顯著影響。隨著轉速的提高，焊縫表面紋路變得更加光滑致密，后退側Hook 尺寸明顯增加。行進速度過大會導致冶金反應不充分，焊縫表面出現嚴重的犁溝缺陷，攪拌區底部出現隧道缺陷。隨著壓下量的增大，前進側飛邊消失，后退側飛邊尺寸有所增加，接頭機械互鎖程度增加。焊接工藝參數為950-30-0.7時焊縫成形最為良好。

（2）焊縫截面可觀察到明顯的Hook 形貌，RS Hook尺寸大于AS Hook且更曲折。攪拌區由網格狀Al12Mg17組成，內部由鎂基體和Al12Mg17組成，AS上空存在一個沿水平方向延伸的IMCs薄層。在鋁鎂界面交界處，鋁元素更易向鎂側擴散。

（3）鋁合金母材平均硬度為88.6HV0.05，鎂合金母材平均硬度為52.5HV0.05，焊縫中心由于鋁鎂IMCs 的存在，其硬度顯著高于兩側母材硬度，硬度值最高為144.8HV0.05。

（4）焊接工藝參數對EST 和ELW 尺寸影響較大。當下壓量、焊接速度或旋轉速度增加時，EST 減小，ELW 增大，有效承載面積增大。EST最小值和ELW 最大值均出現在950-30-0.7 參數組，分別為1.27 mm 和4.64 mm。影響拉剪強度大小的主要因素為有效承載面積的大小，隨著搭接接頭有效承載面積的增加，拉剪力逐漸增大，拉剪力最大值出現在950-30-0.7 參數組，最大值為4.02 kN，斷裂方式為解理脆性斷裂，且斷口處有較多Al12Mg17和Al3Mg2金屬間化合物。