趙 佳， 谷松偉， 于海東

隨著航空、 航天、 高速列車、 高速艦船等工業(yè)制造領(lǐng)域的發(fā)展， 鋁合金等輕金屬材料焊接結(jié)構(gòu)獲得了廣泛應(yīng)用[1]， 對鋁合金， 尤其是硬鋁、超硬鋁的焊接質(zhì)量要求不斷提高。 但是， 鋁合金熔焊殘余應(yīng)力大， 焊接過程中易產(chǎn)生氣孔、 夾渣及焊接變形等缺陷， 熔焊質(zhì)量難以保證， 返修率高， 生產(chǎn)成本高。 攪拌摩擦焊為固態(tài)連接， 在被焊材料處于流塑態(tài)下進行焊接， 能夠避免焊接過程中空氣中的氫、 氧元素在焊縫金屬中的溶解[2]，并且焊接熱輸入小。 因此， 攪拌摩擦焊在焊接鋁等輕金屬中能夠獲得質(zhì)量優(yōu)良的焊縫。

7075-T6 為時效強化型超硬鋁， 是商用最強鋁合金之一， 廣泛用于航空航天、 軌道交通等領(lǐng)域。由于時效強化型鋁合金采用熔焊工藝焊接時接頭易出現(xiàn)熱裂紋及強度下降等問題[3]； 7075 鋁合金作為結(jié)構(gòu)件時， 一般采用鉚接形式， 但鉚接接頭重量大， 增加材料消耗及產(chǎn)品成本。 而攪拌摩擦焊的固相連接特性將有望從根上解決7075 等時效強化型鋁合金焊接問題。 本文采用16 mm 厚7075-T6 鋁合金板進行平板對接單道攪拌摩擦焊焊接試驗， 分析焊接接頭微觀組織與力學(xué)性能。

1 試驗材料與方法

1.1 實驗材料

攪拌摩擦焊試驗用料取自16 mm 厚的7075-T6 鋁合金板， 材料在軋制狀態(tài)下供貨。 焊接件尺寸為300 mm×300 mm×16 mm（ 見圖1） 。 攪拌頭的材質(zhì)為工具鋼， 軸肩表面為帶凹槽及隔熱槽結(jié)構(gòu)，攪拌針表面開有螺紋槽（ 見圖2） 。 最終采用的焊接工藝參數(shù)為： 轉(zhuǎn)速400～500 r/min， 焊接速度100～140 mm/min， 攪拌頭傾角2.5°， 攪拌頭下壓量0.2 mm。

圖1 焊接件規(guī)格尺寸簡圖

圖2 鋁合金攪拌頭三維示意圖

1.2 試驗方法

（1） 微觀組織觀察

沿焊縫橫向切取金相試樣100 mm×10 mm×16 mm， 研磨拋光后腐蝕制備金相試樣， 采用Stemi 2000-C 體式顯微鏡在5 倍放大倍數(shù)下觀察焊縫整個橫截面的宏觀形貌； 采用OLYMPUS GX71 倒置式金相顯微鏡在200 倍放大倍數(shù)下觀察焊縫橫截面不同區(qū)域微觀組織， 分析各區(qū)域晶粒大小及組織形貌的區(qū)別。

（2） 拉伸試驗

沿垂直焊縫方向切取兩個拉伸試樣， 按GB/T 2651 標準加工試樣（ 見圖3） ， 采用CSS-44300 電子萬能試驗機進行拉伸試驗。（3） 顯微硬度檢測

圖3 拉伸試樣尺寸

沿垂直焊縫方向切取硬度試樣， 經(jīng)拋光腐蝕后在島津HMV-2T 顯微硬度儀上沿焊縫橫截面中部依次在母材、 前進側(cè)熱影響區(qū)、 前進側(cè)熱機影響區(qū)、 焊核區(qū)、 后退側(cè)熱機影響區(qū)、 后退側(cè)熱影響區(qū)及母材區(qū)進行焊縫橫向的顯微硬度測試， 兩測試點間隔1 mm。

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 焊縫宏觀形貌及X 射線檢測

7075-T6 鋁合金試驗焊接過程平穩(wěn)， 焊后獲得的焊縫表面質(zhì)量均勻， X 射線檢測焊縫內(nèi)部無缺陷， 僅在焊縫表面的焊具返回側(cè)出現(xiàn)一定量的飛邊（ 見圖4） ， 這是由于在焊接壓力作用下部分焊縫金屬被攪拌頭軸肩帶出， 由于焊接過程中焊縫兩側(cè)所受機械作用不同， 導(dǎo)致焊縫兩側(cè)金屬塑性流動不同， 攪拌頭將前進側(cè)金屬旋擠到焊縫后退側(cè)， 導(dǎo)致后退側(cè)壓力增加。 因此， 隨著焊接進行會在焊縫后退側(cè)產(chǎn)生連續(xù)飛邊。

圖4 7075 鋁合金FSW 接頭表面形貌及X 射線檢測結(jié)果

通過對焊接接頭橫截面的宏觀金相檢測發(fā)現(xiàn)，焊核區(qū)、 軸肩影響區(qū)、 熱機影響區(qū)、 熱影響區(qū)及母材區(qū)分區(qū)明顯， 未發(fā)現(xiàn)未熔合、 疏松、 孔洞等焊接缺陷； 焊核區(qū)形呈“ 洋蔥環(huán)” 組織， 熱機影響區(qū)形成塑性變形流線帶型組織（見圖5）。

2.2 焊接接頭微觀組織

7075-T6 鋁合金在軋制狀態(tài)下供貨， 其顯微組織為沿軋制方向排列的板條狀組織， 在其邊緣均勻分布著強化相組織（見圖6（a））。

焊核區(qū)和軸肩影響區(qū)為細小再結(jié)晶等軸晶組織（見圖6（b）， （c））， 焊核區(qū)平均晶粒尺寸約為3～4 μm， 軸肩影響區(qū)平均晶粒尺寸約為10 μm。

圖5 接頭橫截面宏觀金相

圖6 7075-T6 鋁合金FSW 接頭微觀組織形貌

在焊接過程中， 焊核區(qū)金屬與攪拌頭劇烈摩擦， 產(chǎn)生大量的熱量， 使攪拌頭周圍金屬軟化并隨攪拌針流動， 當焊縫金屬溫度達到再結(jié)晶溫度時，焊縫金屬開始形成新的晶核， 新形成的晶核在攪拌針強烈攪拌下形成細小的再結(jié)晶等軸晶組織。

另外， 焊核區(qū)不同部位的晶粒尺寸不同， 焊縫中部晶粒比焊縫表面晶粒小。 這是由于焊接過程中焊縫金屬受到攪拌頭強烈作用， 溫度較高， 焊縫表面主要依靠輻射散熱， 散熱速度較慢， 再結(jié)晶晶粒稍有長大； 而焊縫中部依靠熱傳導(dǎo)換熱， 散熱速度快， 高溫停留時間短， 晶粒長大傾向小， 晶粒較軸肩影響區(qū)細小。

熱機影響區(qū)材料在攪拌摩擦焊接過程中發(fā)生嚴重的扭曲變形， 晶粒尺寸比焊核區(qū)大， 但小于母材區(qū)。 根據(jù)焊接過程中所受攪拌頭作用的不同， 分為前進側(cè)熱機影響區(qū)（ 見圖6（d）） 和后退側(cè)熱機影響區(qū)（ 見圖6（e）） 。 在焊接過程中熱機影響區(qū)材料受到焊核區(qū)塑性流動材料的粘性摩擦作用， 產(chǎn)生內(nèi)部剪應(yīng)力， 在內(nèi)剪應(yīng)力作用下發(fā)生塑性變形， 變形的晶粒在焊接熱作用下發(fā)生回復(fù)再結(jié)晶， 最終形成較為細化的再結(jié)晶組織。

熱機影響區(qū)與母材區(qū)之間為熱影響區(qū)， 該區(qū)僅受焊接熱作用， 因此其晶粒較母材發(fā)生長大（見圖6（f））。

2.3 接頭硬度

對16 mm7075-T6 鋁合金攪拌摩擦焊焊接接頭橫截面中部進行顯微硬度檢測， 發(fā)現(xiàn)硬度分布呈“ W” 形（ 見圖7） 。 其中， 母材區(qū)的平均硬度為165HV， 而焊縫區(qū)由于發(fā)生不均勻軟化現(xiàn)象， 焊核區(qū)平均硬度約為140 HV， 焊核區(qū)兩側(cè)的金屬距焊縫越遠硬度值越低， 最低值107.8 HV 出現(xiàn)在熱機影響區(qū)與焊核區(qū)的交界處。

焊縫不同區(qū)域的顯微硬度由焊縫組織決定。 焊縫發(fā)生軟化是因為在焊接過程中焊縫金屬受到焊接熱作用， 強化相溶解所致。 雖然焊核區(qū)的強化相已經(jīng)全部溶解， 但由于晶粒細小， 硬度值仍然較高。熱機影響區(qū)和熱影響區(qū)的強化相雖然僅部分溶解，但由于晶粒尺寸較焊核區(qū)粗大且不均勻， 所以該區(qū)域的顯微硬度值最低， 是焊縫最薄弱區(qū)域。

表1 接頭力學(xué)性能

圖7 焊接接頭的硬度分布

2.4 力學(xué)性能

用16 mm7075-T6 鋁合金攪拌摩擦焊焊接接頭試樣進行兩組橫向拉伸試驗、 一組全焊縫棒拉試驗及一組母材棒拉試驗（ 見表1） 。 由試驗結(jié)果可知，接頭抗拉強度平均值395 MPa， 達到母材強度的72%， 接頭屈服強度平均值386.4 MPa， 達到母材屈服強度的75%。 母材及焊接接頭的斷后伸長率分別為8.0%和3.5%， 斷面收縮率分別為10%和5%， 說明7075-T6 鋁合金焊接接頭及材料本身的塑性較差。 接頭橫向拉伸試樣在熱機影響區(qū)與焊核區(qū)交界處發(fā)生斷裂（ 見圖8） 。 原因在于焊核區(qū)與熱機影響區(qū)間的過渡區(qū)域的不均勻組織由熱機影響區(qū)高度扭曲變形晶粒與焊核區(qū)細小等軸晶組成， 且熱機影響區(qū)部分強化相已經(jīng)溶解。 由此可知該區(qū)域為焊接接頭力學(xué)性能最薄弱部位。

圖8 拉伸試樣斷裂后實物圖

3 結(jié) 語

（1） 7075-T6鋁合金攪拌摩擦焊焊接接頭由焊核區(qū)、軸肩影響區(qū)、熱機影響區(qū)、熱影響區(qū)組成，焊核區(qū)及軸肩影響區(qū)由細小等軸晶組成，且焊核區(qū)焊縫內(nèi)部晶粒更細化；熱機影響區(qū)晶粒嚴重扭曲，組織不均勻，部分強化相溶解；熱影響區(qū)的組織類似母材，但由于受到焊接熱作用，晶粒發(fā)生長大。

（2） 最高硬度出現(xiàn)在母材區(qū)，由于焊接接頭發(fā)生軟化現(xiàn)象，硬度均低于母材，呈“W”形分布。最低硬度值在焊核區(qū)與熱機影響區(qū)的交界處，該區(qū)強化相的溶解及組織不均勻是主要原因。拉伸試樣斷口位于焊核區(qū)與熱機影響區(qū)的交界處，也證明此處為焊接接頭最薄弱部位。