吳正健，龐秋，胡志力,1b,1c

攪拌摩擦焊制備7075鋁合金泡沫夾芯板塑性變形及發(fā)泡工藝研究

吳正健1a，龐秋2，胡志力1a,1b,1c

（1. 武漢理工大學(xué) a. 現(xiàn)代汽車零部件技術(shù)湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室；b. 湖北汽車零部件技術(shù)協(xié)同創(chuàng)新中心；c. 湖北省材料綠色精密成形工程技術(shù)研究中心，武漢 430070；2. 武漢科技大學(xué) 冶金裝備及其控制省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢 430081）

研究攪拌摩擦焊（FSW）制備泡沫鋁夾芯板（AFS）預(yù)制坯的成形規(guī)律和發(fā)泡過程中泡孔的演變規(guī)律。采用攪拌摩擦焊工藝制備7075鋁合金泡沫夾芯板。利用金相顯微鏡和掃描電子顯微鏡對(duì)不同焊接參數(shù)條件下AFS預(yù)制坯組織形貌進(jìn)行分析，同時(shí)，利用單向拉伸和高溫杯突試驗(yàn)對(duì)不同溫度下AFS預(yù)制坯的成形性能進(jìn)行研究，并且針對(duì)AFS預(yù)制坯發(fā)泡性能及不均勻熱變形行為對(duì)發(fā)泡性能的影響進(jìn)行分析。在焊接轉(zhuǎn)速為2 000 r/min、進(jìn)給速度為50 mm/min情況下，可獲得板粉混合均勻、無明顯缺陷的接頭；在450 ℃時(shí)，攪拌摩擦焊制備的預(yù)制體與軋制板材的成形性能相似，真應(yīng)變達(dá)到0.55，伸長(zhǎng)率高達(dá)73%。450 ℃下杯突試驗(yàn)樣品再結(jié)晶比例從60.6%增加至82.7%。在680 ℃發(fā)泡溫度下，保溫225 s，能夠制備孔徑結(jié)構(gòu)均勻、高質(zhì)量的鋁合金泡沫夾芯板。攪拌摩擦焊工藝制備的預(yù)制坯經(jīng)過塑性變形后進(jìn)行發(fā)泡，可以獲得具有均勻孔隙結(jié)構(gòu)的泡沫夾芯板彎曲部件。

泡沫鋁夾芯板；攪拌摩擦焊；成形性能；發(fā)泡性能

近年來，泡沫鋁因其具有高比強(qiáng)度、高能量吸收能力、高氣體-液體滲透性和低導(dǎo)熱性，受到了廣泛的關(guān)注[1-2]。泡沫鋁作為新型結(jié)構(gòu)材料，通常與金屬面板復(fù)合在一起形成泡沫鋁夾芯板（Aluminum Foam Sandwich，AFS），AFS解決了單一泡沫鋁強(qiáng)度較低的缺點(diǎn)，同時(shí)具備泡沫鋁和2層金屬面板的優(yōu)點(diǎn)，其外層面板能夠有效承受拉彎載荷，允許在給定的加載情況下對(duì)力學(xué)性能進(jìn)行優(yōu)化[3]。自德國(guó)汽車制造商Karmann提出了一款基于AFS的概念車[4]，該技術(shù)在汽車行業(yè)得到應(yīng)用以來，AFS已被廣泛應(yīng)用于汽車和航空航天等多個(gè)領(lǐng)域。

目前，生產(chǎn)AFS面板的常用方法主要有2種，一種是將金屬面板與泡沫鋁芯直接通過膠黏劑結(jié)合，其板芯結(jié)合界面強(qiáng)度較低且受環(huán)境影響較大，在使用環(huán)境上具有局限性[4]。第2種是用面板對(duì)粉末冶金工藝制備的預(yù)制坯進(jìn)行軋制包覆[5-7]，該工藝面板與芯層之間可形成良好的冶金結(jié)合，而形狀復(fù)雜的泡沫可以通過模具填充制成，然而，由于設(shè)備噸位和模具尺寸的限制，難以制造大型AFS面板。此外，鋁粉的混合和壓制是一個(gè)耗時(shí)且能耗高的過程[8]。以相對(duì)便宜的散裝鋁板或鋁鑄件作為起始材料，采用攪拌摩擦焊（FSW）工藝直接將鋁合金板材制備成AFS預(yù)制體，可有效避免上述問題，為簡(jiǎn)單而高效率地生產(chǎn)泡沫鋁提供了新的解決路徑。2009年，Hangai等[8-11]證明，利用攪拌摩擦焊可以用鋁板制備泡沫鋁預(yù)制體，在該工藝中，通過攪拌針的強(qiáng)烈攪拌作用，將發(fā)泡劑和穩(wěn)定劑粉末完全混合到鋁板中從而獲得泡沫鋁預(yù)制體，并對(duì)此進(jìn)行了一系列研究，探索了發(fā)泡劑、刀具轉(zhuǎn)速對(duì)泡沫鋁性能的影響，制備了復(fù)合梯度預(yù)制體和預(yù)制體與SPHC低碳鋼結(jié)合的復(fù)合結(jié)構(gòu)。Pang等[12]使用FSW鋁合金板制備了閉孔CNT增強(qiáng)鋁復(fù)合泡沫。上述研究證明了使用發(fā)泡劑粉末和鋁板制備AFS板的可行性和有效性。

目前的研究仍主要集中在AFS平板上，這主要是因?yàn)閺?fù)雜曲面形狀的AFS構(gòu)件制造困難。當(dāng)前復(fù)雜曲面形狀A(yù)FS構(gòu)件的制備主要有先成形后發(fā)泡和先發(fā)泡后成形2種技術(shù)路徑。將AFS預(yù)制坯先成形再發(fā)泡生成AFS構(gòu)件時(shí)，由于AFS預(yù)制坯是由鋁合金粉末和發(fā)泡劑粉末壓實(shí)混合而來，預(yù)制坯中彌散著硬質(zhì)顆粒，導(dǎo)致預(yù)制坯在塑性變形過程中容易開裂，成形性能較差，難以成形復(fù)雜構(gòu)件。王耀奇等[13]對(duì)包套軋制工藝制備的AFS預(yù)制坯進(jìn)行了不同溫度條件下的熱拉伸，研究發(fā)現(xiàn)，隨著溫度的升高，預(yù)制坯的斷口形貌由脆性斷裂轉(zhuǎn)變?yōu)轫g性斷裂，斷裂失效主要萌生于預(yù)制坯中混雜的氫化鈦顆粒。先生產(chǎn)AFS泡沫面板，再對(duì)其成形，會(huì)很大程度上破壞泡沫結(jié)構(gòu)，在塑性變形早期出現(xiàn)局部裂紋[14]。Banhart等[15]提出了泡沫鋁夾芯板鍛造工藝，將AFS面板切割到合適的尺寸后在模具中鍛造，鍛后零件邊緣密封且致密化良好，但鍛后泡沫結(jié)構(gòu)遭到一定程度破壞。為了進(jìn)一步拓展AFS結(jié)構(gòu)應(yīng)用的廣度與深度，解決復(fù)雜表面形狀的AFS構(gòu)件制造問題已勢(shì)在必行。

針對(duì)上述難題，文中采用泡沫鋁攪拌摩擦焊制備方法，其工藝流程如圖1所示，采用鋁板和TiH2發(fā)泡劑，通過攪拌摩擦焊制備AFS預(yù)制體，其中AFS的熱成形和熱發(fā)泡工藝一體化。與傳統(tǒng)的粉末冶金和熱壓/熱軋擴(kuò)散連接工藝相比，多道次攪拌摩擦焊可顯著改善預(yù)制體的力學(xué)性能。采用熱成形工藝，可顯著提高預(yù)制體的成形性能，提高成形精度，在高溫下形成復(fù)雜的曲面結(jié)構(gòu)；熱成形后，預(yù)制體在模具中發(fā)泡。熱成形和熱發(fā)泡工藝相結(jié)合可以解決復(fù)雜曲面AFS構(gòu)件制造的相關(guān)問題。

圖1 攪拌摩擦焊制備泡沫鋁夾芯板構(gòu)件工藝示意圖

文中研究了不同焊接工藝參數(shù)對(duì)攪拌摩擦焊制備泡沫鋁夾芯板預(yù)制坯接頭組織形貌與板粉分布均勻性的影響，以及不同溫度下AFS預(yù)制坯的拉伸性能、AFS預(yù)制坯發(fā)泡性能及不均勻熱變形行為及其對(duì)發(fā)泡性能的影響。采用不同焊接工藝參數(shù)（旋轉(zhuǎn)速度為800～2 000 r/min，焊接速度為50 mm/min，下壓量為0.1 mm），對(duì)中間均勻平鋪發(fā)泡劑、穩(wěn)定劑混合粉末的2塊7075-O鋁合金進(jìn)行攪拌摩擦焊多道次反復(fù)焊接，通過金相顯微鏡（Optical Microscope，OM）和掃描電子顯微鏡（Scanning Electron Microscope，SEM）觀察接頭微觀組織及TiH2和Al2O3粉末在鋁基體中的分布狀態(tài)。研究了AFS預(yù)制坯在不同溫度下的成形性能及發(fā)泡行為，揭示不均勻變形條件下泡孔長(zhǎng)大過程中孔隙率與時(shí)間的函數(shù)關(guān)系，以及發(fā)泡溫度、發(fā)泡時(shí)間對(duì)AFS孔隙結(jié)構(gòu)的影響規(guī)律。

1 試驗(yàn)

1.1 材料

選用厚度為3 mm的7075-O鋁合金板材作為泡沫鋁夾芯板基體材料來代替?zhèn)鹘y(tǒng)使用的鋁合金粉末，其化學(xué)成分如表1所示。將板材按300 mm×120 mm× 3 mm的規(guī)格進(jìn)行裁剪下料，其中焊接方向垂直于板材軋制方向，焊接前采用角磨機(jī)去除板材焊縫區(qū)域表面的氧化層，以防止表面氧化層對(duì)預(yù)制坯性能造成不利影響，并用丙酮擦拭。

表1 7075-O鋁合金板化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）

Tab.1 Chemical composition of 7075-O aluminum alloy plate (mass fraction) %

TiH2（約45 μm）粉末和Al2O3（約1 μm）粉末分別作為發(fā)泡劑和泡沫穩(wěn)定劑。TiH2生成泡沫效率高，但同時(shí)具備低溫釋氣性，其分解行為難以與鋁的熔化溫度相匹配，且難以適應(yīng)預(yù)制坯熱成形工藝，在熱成形過程中氫的過早釋放會(huì)導(dǎo)致在基體中產(chǎn)生大量裂縫和孔隙缺陷，使預(yù)制坯成形性變差，易開裂失效。通過TiH2的氧化預(yù)處理緩釋處理技術(shù)可有效減緩氫的釋放。將TiH2粉末置于空氣加熱爐中進(jìn)行氧化處理，預(yù)處理溫度為480 ℃，保溫時(shí)間為100 min。利用行星式球磨機(jī)將質(zhì)量分?jǐn)?shù)為3%的發(fā)泡劑TiH2和1%的穩(wěn)定劑Al2O3球磨120 min混合，將混合后粉末均勻平鋪于2塊7075-O板材間進(jìn)行攪拌摩擦焊多道次焊接。

攪拌頭所選用的材料為熱處理模具鋼4Cr5MoV，熱處理后硬度為50HRC～60HRC。攪拌頭的軸肩直徑為14 mm，攪拌針長(zhǎng)5.9 mm，攪拌頭固定傾角為3°。

1.2 方法

焊接試驗(yàn)在型號(hào)為NFSW-650的攪拌摩擦焊設(shè)備上進(jìn)行，焊接裝置及焊接過程如圖2所示，待焊板材通過剛性夾板固定，攪拌頭以設(shè)定轉(zhuǎn)速旋轉(zhuǎn)，以設(shè)定的進(jìn)給速度沿垂直于板材軋制方向進(jìn)行一道次焊接。為了拓展預(yù)制坯的面積，每完成一道次焊接后，將攪拌頭向一側(cè)偏移一段距離后，繼續(xù)進(jìn)行相同的焊接，直至獲得足夠的AFS預(yù)制坯面積。參照之前的研究成果[16]，每道次焊接完成后，攪拌針向一側(cè)移動(dòng)3 mm間距時(shí)，攪拌區(qū)焊接洋蔥圈彼此連接緊密，板粉混合均勻，當(dāng)焊接進(jìn)給速度過快時(shí)，焊接熱輸入不足，攪拌作用不充分，焊接接頭出現(xiàn)了焊縫分層現(xiàn)象，因此文中每次偏移的焊接間距固定為3 mm，焊接進(jìn)給速度選擇50 mm/min。

圖2 攪拌摩擦焊焊接裝置及焊接過程

沿焊縫橫截面截取試樣，經(jīng)研磨、拋光后使用凱勒試劑（1 mL HF+1.5 mL HCl+2.5 mL HNO3+95 mL H2O）腐蝕，利用金相顯微鏡和SEM對(duì)不同焊接工藝參數(shù)的預(yù)制坯組織形貌及TiH2和Al2O3粉末在基體中的分布狀態(tài)進(jìn)行分析。通過金相顯微鏡觀察AFS預(yù)制坯的發(fā)泡行為，觀察發(fā)泡溫度、保溫時(shí)間、不均勻熱變形等參量對(duì)AFS孔隙結(jié)構(gòu)的影響。通過電子背散射衍射（Electron Backscattered Diffraction，EBSD）觀察成形前后的晶粒尺寸分布。

使用MMS-200熱力模擬試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行不同溫度下的拉伸試驗(yàn)，拉伸試樣尺寸如圖3所示，在拉伸過程中，將熱拉伸試樣以10 ℃/s的加熱速率加熱至測(cè)試溫度（25、300、350、400、450、475 ℃），保溫30 s后，以0.01 s?1的應(yīng)變速率進(jìn)行拉伸測(cè)試。每組試驗(yàn)重復(fù)3次，取3組試驗(yàn)的均值作為每個(gè)測(cè)試溫度的最終拉伸數(shù)據(jù)。

在高溫杯突機(jī)上進(jìn)行埃里克森高溫杯突試驗(yàn)，試樣為直徑為90 mm的圓形，試樣以10 ℃/s的加熱速率加熱至不同的測(cè)試溫度（25、300、400、450、475 ℃），保溫5 min后，以5 mm/min的進(jìn)給速度進(jìn)行杯突。

圖3 拉伸試樣尺寸及裁剪示意圖

2 結(jié)果與討論

圖4展示了焊接進(jìn)給速度為50 mm/min、焊接間距為3 mm、不同轉(zhuǎn)速下AFS預(yù)制坯金相顯微組織的對(duì)比情況。可以看到，當(dāng)轉(zhuǎn)速較低時(shí)，攪拌作用不充分，上下2塊面板之間粉末出現(xiàn)分層。隨著轉(zhuǎn)速升高，分層現(xiàn)象消除形成完整的洋蔥圈，在轉(zhuǎn)速為1 200 r/min時(shí)，粉末與板材之間均勻混合形成一致整體結(jié)構(gòu)，但不同焊接道次洋蔥圈之間的間隙仍然較大，間隙之間存在無粉區(qū)域；隨著轉(zhuǎn)速升高到1 600 r/min，熱輸入持續(xù)增加，發(fā)生更多的物料流動(dòng)，攪拌作用更加劇烈，洋蔥圈逐漸擴(kuò)大，攪拌區(qū)的板粉混合均勻性也隨之增加。隨著轉(zhuǎn)速繼續(xù)增加到2 000 r/min，較1 600 r/min時(shí)板粉混合均勻性稍有提高但變化不大，這表明在焊接過程中一定量的攪拌作用可以促進(jìn)板粉混合的均勻性，但是繼續(xù)提高轉(zhuǎn)速，過量攪拌作用無效。因此，在焊接轉(zhuǎn)速為2 000 r/min、焊接進(jìn)給速度為50 mm/min的情況下可獲得板粉混合均勻、無明顯缺陷的接頭。

圖4 不同焊接參數(shù)下AFS預(yù)制坯金相組織的對(duì)比

為進(jìn)一步分析多道次攪拌摩擦焊后AFS預(yù)制坯粉末在基體中的分布效果，研究板粉混合的分布規(guī)律，對(duì)焊接間距為3 mm時(shí)，攪拌頭轉(zhuǎn)速為2 000 r/min、進(jìn)給速度為50 mm/min條件下AFS預(yù)制坯進(jìn)行了SEM形貌掃描和元素能譜分析，結(jié)果如圖5所示。從圖5a可以看出，混合粉末被均勻地混入基體中，圖5a顯示了清晰的焊接洋蔥圈結(jié)構(gòu)，其中灰色為鋁基體，圖5b為鈦元素圖譜，可以判斷，圖5a中的洋蔥圈中亮白色顆粒為TiH2粉末，TiH2和Al2O3混合粉末在焊接過程中均勻圍繞攪拌針流動(dòng)，在攪拌作用下與板材均勻混合。對(duì)圖5a中大顆粒進(jìn)行EDS點(diǎn)掃描，結(jié)果（見圖5c和d）也表明其中的亮白色大顆粒為混入的TiH2粉末。

在焊接間距為3 mm、焊接轉(zhuǎn)速速度為2 000 r/min、進(jìn)給速度為50 mm/min條件下，分別進(jìn)行了1、3、17道次FSW焊接，其制備的AFS預(yù)制坯的宏觀形貌如圖6所示，可以看到其焊縫整齊，表面飛邊小，無翻皮和溝槽等焊接缺陷，隨著焊接道次的增加，表面質(zhì)量并沒有明顯降低，這表明了采用攪拌摩擦焊大規(guī)模制備AFS可發(fā)泡預(yù)制坯的可行性。

圖5 2 000 r/min、50 mm/min焊接參數(shù)下的AFS預(yù)制坯SEM形貌和EDS分析

圖6 2 000 r/min、50 mm/min不同焊接道次AFS預(yù)制坯宏觀形貌

用單軸拉伸試驗(yàn)研究了預(yù)制坯在高溫下的流動(dòng)行為，為了真實(shí)反映預(yù)制坯在拉伸過程中的應(yīng)力-應(yīng)變變化，將獲取的工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線與真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線進(jìn)行了換算，換算關(guān)系見式（1）—（2）。

real=(1+) (1)

real=ln(1+) (2)

式中：real為真實(shí)應(yīng)力，MPa；為工程應(yīng)力，MPa；real為真實(shí)應(yīng)變；為工程應(yīng)變。

不同變形溫度下真應(yīng)力-應(yīng)變曲線及峰值應(yīng)力和伸長(zhǎng)率變化曲線見圖7。從圖7可以看到，流動(dòng)應(yīng)力在拉伸試驗(yàn)開始時(shí)急劇增加，然后隨著應(yīng)變的進(jìn)一步增加而變得穩(wěn)定，拉伸變形結(jié)束后，流動(dòng)應(yīng)力迅速下降，最終失效。在室溫下，預(yù)制坯的單軸拉伸性能很差，在彈性階段結(jié)束即脆斷，伸長(zhǎng)率僅為6.7%。隨著溫度的增加，拉伸性能隨之改善，在450 ℃以前，伸長(zhǎng)率隨溫度的增加而增加，450 ℃時(shí)真應(yīng)變達(dá)到0.55，伸長(zhǎng)率高達(dá)73%。

圖7 不同變形溫度下真應(yīng)力-應(yīng)變曲線及峰值應(yīng)力和伸長(zhǎng)率變化曲線

圖8a為7075-O鋁合金母材和AFS預(yù)制坯（以2 000 r/min轉(zhuǎn)速和50 mm/min的焊接速度，基于17道次FSW制備）在不同成形溫度下的杯突試驗(yàn)結(jié)果?？梢园l(fā)現(xiàn)，圖8a與熱拉伸試驗(yàn)結(jié)果相似，這表明預(yù)制坯的應(yīng)力狀態(tài)對(duì)成形性能的影響不大，前驅(qū)體在低溫下的成形性較差，然而，隨著溫度的升高，預(yù)制坯的成形性顯著提高。在450 ℃下預(yù)制坯的成形性最佳，與7075-O鋁合金軋制板材的測(cè)試值相似。隨著溫度的進(jìn)一步升高，前驅(qū)體的成形性降低。圖8b和c為預(yù)制坯的EBSD圖像和經(jīng)過在450 ℃下杯突后的EBSD圖像。17道次FSW樣品的平均晶粒尺寸為3.2 μm；熱成形后，樣品為細(xì)的等軸再結(jié)晶晶粒結(jié)構(gòu)，平均晶粒尺寸細(xì)化至1.3 μm，再結(jié)晶比例從60.6%增加至82.7%。這主要是因?yàn)轭A(yù)制坯中含有大量TiH2顆粒（約45 μm），裂紋通常在TiH2顆粒周圍萌生，Al2O3顆粒（約1 μm）也作為額外的斷裂形核位置，使預(yù)制坯的成形性較差[17-18]。隨著成形溫度的提高，預(yù)制坯從脆性轉(zhuǎn)變?yōu)轫g性，這是由于晶界和晶內(nèi)的熱激活弛豫，晶界滑動(dòng)，逐漸發(fā)生動(dòng)態(tài)回復(fù)和動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，熱激活導(dǎo)致預(yù)制坯的塑性隨溫度升高而顯著增加[19-20]。隨著溫度進(jìn)一步升高到固溶溫度，溶質(zhì)富集導(dǎo)致晶界軟化，夾雜物顆粒周圍基體軟化導(dǎo)致塑性降低。

圖8 不同溫度下預(yù)制坯的杯突試驗(yàn)和EBSD分析

圖9為680 ℃和740 ℃下預(yù)制坯在不同保溫時(shí)間下的發(fā)泡外觀及不同發(fā)泡溫度下孔隙率與時(shí)間的關(guān)系曲線，在一定發(fā)泡溫度下，隨著保溫時(shí)間的持續(xù)，AFS預(yù)制坯中TiH2不斷分解產(chǎn)生氣體，孔隙逐漸形成、生長(zhǎng)、穩(wěn)定和聚結(jié)，AFS孔隙率不斷增大，然而隨著保溫時(shí)間的持續(xù)延長(zhǎng)，TiH2仍不斷分解，泡沫孔隙開始坍塌，孔隙率隨之降低。由圖9b曲線可知，在680～740 ℃內(nèi)，AFS最大孔隙率波動(dòng)不大，發(fā)泡溫度越高，AFS預(yù)制坯的升溫速度越快，氣體的生成聚集速度也越快。

圖9 不同發(fā)泡溫度下預(yù)制坯發(fā)泡后宏觀形貌及孔隙率與時(shí)間的關(guān)系曲線

圖10為680 ℃下不同保溫時(shí)間對(duì)泡沫組織形貌的影響。可以看到，當(dāng)在加熱爐中保溫180 s時(shí)，由于受熱時(shí)間較短，TiH2剛剛開始受熱分解，預(yù)制坯開始出現(xiàn)均勻的細(xì)小泡孔，隨著保溫時(shí)間增加到225 s時(shí)，TiH2開始大量分解，細(xì)小的微孔開始長(zhǎng)大，泡孔持續(xù)膨脹，出現(xiàn)大量均勻分布的近圓形氣孔，孔隙結(jié)構(gòu)均勻性持續(xù)優(yōu)化，平均孔徑為132 μm；當(dāng)保溫時(shí)間持續(xù)增加到270 s時(shí)，部分小孔徑的泡孔逐漸坍塌合并，而孔徑逐漸變大，泡沫上部由于氣體持續(xù)聚集，孔徑合并明顯較下部快[21]，出現(xiàn)大孔結(jié)構(gòu)，孔隙開始分布不均。當(dāng)保溫時(shí)間繼續(xù)增加，泡沫開始坍塌，孔隙率開始降低。因此，綜合考慮孔隙結(jié)構(gòu)均勻性和孔隙率，在680 ℃發(fā)泡溫度下，保溫225 s，能夠制備孔徑結(jié)構(gòu)均勻、高質(zhì)量的鋁合金泡沫夾芯板。

圖10 680 ℃下不同保溫時(shí)間對(duì)泡沫組織形貌的影響

圖11為對(duì)預(yù)制坯進(jìn)行0.2應(yīng)變的單向拉伸后，在680 ℃保溫條件下，不同保溫時(shí)間對(duì)泡沫組織形貌的影響。變形后，AFS預(yù)制體的最大孔隙率變化不大，但沒有經(jīng)過變形的預(yù)制坯的泡孔生長(zhǎng)速度較快，經(jīng)過240 s，泡沫即開始坍塌，孔隙率開始降低，且相同的保溫時(shí)間內(nèi)，經(jīng)過變形的預(yù)制坯泡孔的平均孔徑大于未變形的預(yù)制坯，當(dāng)保溫時(shí)間為225 s時(shí)，0.2應(yīng)變變形的預(yù)制坯發(fā)泡后的平均孔徑為150 μm。這主要是因?yàn)樽冃芜^程中前驅(qū)體中產(chǎn)生并發(fā)展了大量裂紋，而TiH2分解產(chǎn)生的氫在發(fā)泡過程中優(yōu)先沿著這些裂紋擴(kuò)散，使孔隙增長(zhǎng)更容易，泡孔生長(zhǎng)速度更快。

預(yù)制坯經(jīng)過塑性變形后發(fā)泡，如圖12所示，獲得了具有部件彎曲、孔隙結(jié)構(gòu)均勻的泡沫鋁夾芯板板。該構(gòu)件具有均勻的孔結(jié)構(gòu)，孔隙率約為43.5%，初步驗(yàn)證了7075鋁合金泡沫鋁夾芯板攪拌摩擦焊接工藝成形和發(fā)泡工藝的可行性。

圖11 680 ℃下應(yīng)變?yōu)?.2時(shí)不同保溫時(shí)間對(duì)泡沫組織形貌的影響

圖12 AFS曲面構(gòu)件的宏觀形態(tài)

3 結(jié)論

1）采用多道次攪拌摩擦焊制備鋁合金泡沫夾芯板預(yù)制體，利用攪拌頭的強(qiáng)烈攪拌作用可以實(shí)現(xiàn)TiH2和Al2O3粉末在鋁基體中的均勻分布，在焊接轉(zhuǎn)速為2 000 r/min、焊接進(jìn)給速度為50 mm/min情況下可獲得板粉混合均勻、無明顯缺陷的接頭。

2）隨著溫度的不斷升高，AFS預(yù)制坯預(yù)制體的成形性能增加，在450 ℃下，其成形性與軋制O態(tài)板材的成形性能相似，真應(yīng)變達(dá)到0.55，伸長(zhǎng)率高達(dá)73%。450 ℃杯突后的樣品為等軸晶粒結(jié)構(gòu)，平均晶粒尺寸細(xì)化至1.3 μm，再結(jié)晶比例從60.6%增加至82.7%。

3）在680 ℃發(fā)泡溫度下，預(yù)制坯首先出現(xiàn)均勻的細(xì)小泡孔，泡孔逐漸長(zhǎng)大、坍塌縮小、合并。保溫225 s后，能夠制備孔徑結(jié)構(gòu)均勻、高質(zhì)量的鋁合金泡沫夾芯板。

4）預(yù)制坯變形對(duì)孔隙率影響變化不大，但是變形有利于促進(jìn)泡孔生長(zhǎng)。

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Plastic Deformation and Foaming Process of 7075 Aluminum Alloy Foam Sandwich Plate Prepared by Friction Stir Welding

WU Zheng-jian1a, PANG Qiu2, HU Zhi-li1a,1b,1c

(1. a. Hubei Key Laboratory of Advanced Technology for Automotive Components; b. Hubei Collaborative Innovation Center for Automotive Components Technology; c. Hubei Engineering Research Center for Green & Precision Material Forming, Wuhan University of Technology, Wuhan 430070, China; 2. Key Laboratory of Metallurgical Equipment and Control Technology of the Ministry of Education, Wuhan University of Science and Technology, Wuhan 430081, China)

The work aims to study the forming law of aluminum foam sandwich plate (AFS) preform prepared by friction stir welding (FSW) and the evolution law of pores during foaming. 7075 aluminum foam sandwich plate was prepared by friction stir welding. Microstructure and morphology of aluminum foam sandwich plate preform under different welding process parameters were analyzed by optical microscopy and scanning electron microscopy. At the same time, the forming properties of AFS preform at different temperature were studied by uniaxial tensile test and high temperature cupping test. Moreover, the effect of foaming properties and uneven thermal deformation behavior of AFS preform on foaming properties was analyzed. The welding joint with uniform powder mixing and no obvious defects was obtained at the welding speed of 2 000 r/min and feeding speed of 50 mm/min. At 450 ℃, the formability of the preform prepared by friction stir welding was similar to that of the rolled sheet, with the true strain reaching 0.55 and the elongation reaching 73%. The recrystallization ratio of the cupping test sample at 450 ℃ increased from 60.6% to 82.7%. Under the foaming temperature of 680 ℃ and holding time of 225 s, the aluminum alloy foam sandwich plate with uniform pore structure and high quality could be prepared. The foam sandwich plate bending parts with uniform pore structure can be obtained through the foaming of the preform prepared by friction stir welding after plastic deformation.

aluminum foam sandwich plate; friction stir welding; formability; foaming

10.3969/j.issn.1674-6457.2022.04.009

TB34

A

1674-6457(2022)04-0069-09

2022-03-02

湖北省重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃（2020BAB140）；湖北省教育廳科學(xué)研究計(jì)劃（B2020245）；湖北省自然科學(xué)基金（2021CFB523）

吳正?。?996—），男，碩士生，主要研究方向?yàn)榕菽X輕量化制造。

胡志力（1983—），男，博士，教授，主要研究方向?yàn)槠囕p量化。

責(zé)任編輯：蔣紅晨