閆志峰，王卓然，王樹(shù)邦，張紅霞，賀秀麗，董鵬

(1.太原理工大學(xué),太原,030024；2.太原工業(yè)學(xué)院,太原,030008)

0 序言

通過(guò)傳統(tǒng)熔化焊得到的鎂合金焊接接頭難以避免裂紋、氣孔等缺陷[5]，而攪拌摩擦焊(friction stir welding,FSW)作為一種固體連接技術(shù)可以有效避免熔化焊方法的不足[6-7]，同時(shí)，相比其它焊接方法，焊接接頭的疲勞性能有較大提高[8].Liu 等人[9]對(duì)鋁合金FSW 接頭進(jìn)行單軸拉伸試驗(yàn)并采用背散射電子衍射技術(shù)量化得到結(jié)構(gòu)-力學(xué)關(guān)系，從而揭示了FSW 接頭具有攪拌區(qū)力學(xué)性能局部不均勻性.Mabuwa 等人[10]發(fā)現(xiàn)在FSW 過(guò)程中使用多道次焊接可改善接頭的力學(xué)性能.然而，過(guò)多的焊接道次會(huì)導(dǎo)致材料的逸出和空隙的增大，從而降低接頭性能[11].為了抵消這種影響，對(duì)多道次焊接進(jìn)行改進(jìn)，在材料兩側(cè)分別進(jìn)行焊接即雙面對(duì)稱攪拌摩擦焊(double sides friction stir welding，DSFSW).DSFSW可以避免使用單面攪拌摩擦焊(single sidefriction stir welding，SSFSW)造成的攪拌針穿透不足、兩側(cè)熱輸入的不均勻等問(wèn)題[12].

陳洪勝等人[11]對(duì)Mg/Al 層合板攪拌摩擦雙面焊焊接，結(jié)果表明焊接區(qū)域中的晶粒得到了顯著的細(xì)化，產(chǎn)生了大量的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶.Thakur 等人[13]通過(guò)試驗(yàn)得出攪拌頭在傾斜角2°下AZ31B 鎂合金雙面攪拌摩擦焊接頭有較高的顯微硬度.Wang 等人[14]使用雙面攪拌摩擦點(diǎn)焊焊接鎂合金，借助原位X 射線照相觀察界面變化，結(jié)果發(fā)現(xiàn)低轉(zhuǎn)速焊接條件下未焊接界面的尖端區(qū)域，由于熱量有限，晶粒長(zhǎng)大受到抑制，因此晶粒得到細(xì)化.

目前，鎂合金DSFSW 的研究主要對(duì)焊接工藝參數(shù)、微觀組織、拉伸性能和耐腐蝕性能等進(jìn)行了探討[15]，而DSFSW 接頭承受動(dòng)載荷后疲勞性能的研究對(duì)于擴(kuò)大鎂合金的應(yīng)用具有重要的意義.鑒于此，文中通過(guò)分析鎂合金雙面焊接頭的疲勞啟裂位置、微觀組織、應(yīng)變范圍等疲勞特征，從而對(duì)鎂合金的工程應(yīng)用提供指導(dǎo).

1 試驗(yàn)方法

選用的試驗(yàn)材料為軋制態(tài)10 mm 厚的AZ31鎂合金板材，其化學(xué)成分和力學(xué)性能分別如表1 和表2 所示.采用FSW-LM-AM16-2D 型龍門式攪拌摩擦焊機(jī)對(duì)試樣進(jìn)行單面和雙面對(duì)接焊.圖1 為雙面對(duì)稱焊焊接過(guò)程示意圖，試驗(yàn)焊接方向垂直于母材的軋制方向.DSFSW 接頭由母材(base material,BM)、熱影響區(qū)(heat affected zone,HAZ)、熱力影響區(qū)(themo-mechanically affected zone,TMAZ)和焊核區(qū)(nugget zone,NZ)組成[16]，各區(qū)的分布如圖1所示.攪拌頭旋轉(zhuǎn)切線方向與焊接方向相一致的一側(cè)稱為前進(jìn)側(cè)(advancing side,AS)，攪拌頭的旋轉(zhuǎn)切線方向與焊接方向相反的一側(cè)稱為后退側(cè)(retreating side,RS)，攪拌摩擦焊設(shè)備的參數(shù)如表3 所示.

表3 焊接設(shè)備參數(shù)Table 3 Welding equipment parameters

圖1 雙面FSW 焊接過(guò)程及接頭截面區(qū)域分布Fig.1 DSFSW welding process and joint cross section area distribution.(a) DSFSW welding process;(b) cross section area distribution of joint

攪拌摩擦焊過(guò)程中的焊接熱輸入E可以表示為

式中：ω為攪拌頭的轉(zhuǎn)速，r/min；μ為摩擦系數(shù)；F為攪拌頭軸肩的壓力，kN；r0為軸肩半徑，mm；r1為攪拌針的半徑，mm；ν為焊接速度，mm/min.

為了保證可比性，要求單面焊和雙面焊熱輸入相同(E1=E2)，即

[68] 林民旺、朱立群：《國(guó)際規(guī)范的國(guó)內(nèi)化：國(guó)內(nèi)結(jié)構(gòu)的影響及傳播機(jī)制》，《當(dāng)代亞太》2011年第1期，第140頁(yè)。

式中：ω1，ω2為單/雙面FSW 攪拌頭的轉(zhuǎn)速；v1，v2為單/雙面FSW 焊接速度；F1，F(xiàn)2為單/雙面FSW攪拌頭軸肩的壓力(F1=9.95 kN，F(xiàn)2=6.9 kN)；r11，r12為攪拌針的半徑；r0為軸肩半徑.試驗(yàn)得到5 mm 厚AZ31 鎂合金單面FSW 焊接優(yōu)化參數(shù)為ω2=1 200 r/min，v2=300 mm/min，因此雙面焊接10 mm 厚的鎂合金時(shí)仍選用該焊接參數(shù).

根據(jù)式(3)設(shè)定ω1=750 r/min，v1=300 mm/min.因此，F(xiàn)SW 優(yōu)化參數(shù)如表4 所示.FSW 焊接完成之后得到的焊縫表面基本光滑平整，沒(méi)有未焊合、毛刺和飛邊等缺陷.

表4 優(yōu)化的焊接參數(shù)Table 4 Optimized welding parameters

焊接結(jié)束后將DSFSW 接頭用浸蝕劑(配比為4.2 g 苦味酸+10 mL 醋酸+10 mL 蒸餾水10 mL +70 mL 乙醇)浸蝕后觀察其顯微組織.采用OLYMPUS-DSX-500 型光學(xué)顯微鏡和Hitachi SU8010 型掃描電鏡分析接頭的形貌組織.根據(jù)GB/T 228.1—2010 《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1 部分：室溫拉伸方法》和GB/T 3075—2020《金屬材料疲勞試驗(yàn)軸向力控制方法》對(duì)焊件進(jìn)行拉伸性能分析的基礎(chǔ)上進(jìn)行疲勞試驗(yàn).疲勞試驗(yàn)所用的設(shè)備為PLG-200D 型高頻拉壓疲勞試驗(yàn)機(jī)，采用應(yīng)力控制模式加載，采用拉-拉循環(huán)載荷，應(yīng)力比為0.1，頻率為100 Hz.

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 顯微組織分析

焊接結(jié)束后觀察DSFSW 接頭不同部位的微觀組織，如圖2 所示.圖2a 和圖2b 為HAZ 微觀組織，可觀察到該區(qū)域晶粒尺寸較大且不均勻，其中AS 的晶粒尺寸為90 μm，RS 的晶粒尺寸為72 μm，DSFSW 的上側(cè)AS 的晶粒尺寸稍大于下側(cè)RS，由于HAZ 單純受攪拌摩擦焊熱傳導(dǎo)作用，同時(shí)攪拌摩擦焊焊接過(guò)程的特殊溫度場(chǎng)導(dǎo)致了AS 和RS 的溫度差異.TMAZ 在焊接過(guò)程即受到焊接熱循環(huán)作用又受到攪拌針擠壓作用，發(fā)生了不完全動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，且由于兩種作用的不均勻性造成了部分晶粒被拉長(zhǎng)，因此，圖2c 和圖2d 的TMAZ 微觀組織存在等軸晶且有晶粒呈長(zhǎng)條狀.圖2e 為NZ 區(qū)微觀組織，上/下側(cè)NZ 的組織均為細(xì)小均勻的等軸晶，因?yàn)楹缚p中心受到攪拌針劇烈摩擦和擠壓作用后，達(dá)到高于鎂合金再結(jié)晶所需要的溫度，發(fā)生了動(dòng)態(tài)再結(jié)晶；同時(shí)該區(qū)域受到攪拌針旋轉(zhuǎn)、剪切產(chǎn)生的機(jī)械作用比TMAZ 更充分，導(dǎo)致晶體內(nèi)部位錯(cuò)密度增加，再結(jié)晶晶核增加，最終形成等軸晶，由于鎂合金具有良好的導(dǎo)熱性所以晶粒來(lái)不及長(zhǎng)大，最后全部呈現(xiàn)出細(xì)小的等軸晶.

圖2 DSFSW 接頭橫截面不同區(qū)域微觀組織Fig.2 Microstructure of various zones on the cross-section of DSFSW joint.(a) HAZ on the AS of the upper side weld;(b) HAZ on the RS of the lower side weld;(c) TMAZ on the AS of the upper side weld;(d) TMAZ on the RS of the lower side weld;(e) NZ

對(duì)鎂合金焊接接頭進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明，DSFSW 和SSFSW 接頭、母材的屈服強(qiáng)度分別為130，123 和156 MPa，DSFSW 較SSFSW 接頭提高了5%.DSFSW 和SSFSW 接頭、母材的抗拉強(qiáng)度分別為240，215 和245 MPa,DSFSW 較SSFSW接頭提高了6%，與母材抗拉強(qiáng)度相比稍低些.圖3為接頭拉伸試樣斷口圖裂裂紋擴(kuò)展的宏觀照片.相較于圖3 中SSFSW 接頭拉伸裂紋，裂紋沿著AS 的HAZ 呈45°擴(kuò)展并斷裂，DSFSW 接頭拉伸裂紋起啟裂于上側(cè)或下側(cè)焊縫的AS 的HAZ，隨后持續(xù)擴(kuò)展至焊縫中心NZ，由于NZ 均為細(xì)小的等軸晶.根據(jù)Hall-petch 公式[17]得出可知，晶粒越細(xì)小該區(qū)域屈服強(qiáng)度越高，阻礙裂紋擴(kuò)展的能力就更強(qiáng)，由于NZ 均為細(xì)小的等軸晶，裂紋在NZ 受到阻礙裂紋就無(wú)法沿另一側(cè)AS 擴(kuò)展反而沿著RS 擴(kuò)展.而從金相微觀組織可得知，RS 的晶粒比AS 的細(xì)小，RS 阻礙裂紋能力更強(qiáng).綜上可以解釋DSFSW接頭屈服強(qiáng)度高于SSFSW 接頭.

圖3 AZ31 鎂合金拉伸裂紋示意圖Fig.3 Schematic diagram of tensile crack of AZ31 magnesium alloy.(a) SSFSW joint;(b) DSFSW joint

2.2 疲勞試驗(yàn)結(jié)果

2.2.1 疲勞壽命評(píng)估

圖4 為常規(guī)升降法獲得焊接接頭的S-N曲線，對(duì)接頭應(yīng)力最大值σmax和循環(huán)次數(shù)N進(jìn)行擬合評(píng)估疲勞極限.其中，寬虛線為單面焊接頭擬合曲線，點(diǎn)虛線為母材擬合曲線，實(shí)線為雙面焊接頭擬合曲線，均呈現(xiàn)持續(xù)降低趨勢(shì)，分別符合式(4)～ 式(6).

圖4 AZ31 鎂合金接頭疲勞S-N 曲線Fig.4 Fatigue S-N curve of AZ31 magnesium alloy joint

SSFSW 接頭疲勞極限為50 MPa，母材的疲勞極限為96 MPa.DSFSW 接頭的疲勞極限為88 MPa，DSFSW 比SSFSW 接頭的提高了76%，與母材相比稍低些.雙面焊接頭兩側(cè)熱輸入相等，微觀組織對(duì)稱分布，避免了由單面焊在AS 的HAZ 部位粗大晶粒弱化焊接接頭的現(xiàn)象發(fā)生.因此采用攪拌摩擦焊接中厚板時(shí)，雙面焊有利于焊接接頭疲勞性能的提高.

2.2.2 疲勞裂紋擴(kuò)展分析

圖5 為SSFSW 疲勞斷口宏觀形貌，整個(gè)裂紋面由裂紋源、裂紋擴(kuò)展和斷裂區(qū)組成.SSFSW 宏觀裂紋出現(xiàn)在AS.

圖5 SSFSW 疲勞斷口宏觀形貌Fig.5 Macro fatigue crack

圖6 為SSFSW 接頭疲勞斷口形貌及疲勞裂紋.圖6a 為疲勞裂紋啟裂區(qū)斷口形貌特征，斷口中存在大量撕裂棱，主要為解理斷裂形貌.對(duì)該區(qū)域局部放大后可以觀察到二次裂紋以及不同高低的解理面.在裂紋擴(kuò)展區(qū)觀察到疲勞輝紋，如圖6c 所示.圖6d 為疲勞斷口中的解理面產(chǎn)生交錯(cuò)，這是由于在疲勞變形過(guò)程中，鎂合金滑移系在疲勞過(guò)程中發(fā)生變形，導(dǎo)致疲勞裂紋的擴(kuò)展方向發(fā)生變化.在疲勞變形過(guò)程中，各個(gè)滑移面上會(huì)產(chǎn)生不同的凈滑移量，使得斷口表面凹凸不平[18].圖6e 為FSW 接頭瞬斷區(qū)域的斷口形貌，由于疲勞裂紋擴(kuò)展到焊縫底部時(shí)遇到TMAZ 較細(xì)小的晶粒，該區(qū)域力學(xué)性能較好，因此該區(qū)域的斷裂形式為準(zhǔn)解理斷裂特征.所以，AZ31 鎂合金SSFSW 接頭的疲勞斷裂是以解理為主的脆性斷裂.

圖6 SSFSW 接頭疲勞斷口形貌及疲勞裂紋Fig.6 Fatigue fracture morphology and fatigue crack of SSFSW joint.(a) fracture surface at crack initiation stage;(b)partial enlargement of Fig.6a;(c) fatigue striation;(d) cleavage plane in fatigue fracture;(e) fracture apperance of instantaneous fracture area

圖7 為DSFSW 接頭的宏觀形貌.與SSFSW接頭啟裂位置相同均位于AS，不同SSFSW 接頭的是啟裂AS 可能位于上側(cè)或下側(cè)，并跨越上/下焊縫交界面，最終在另一面焊縫的RS 瞬斷.疲勞斷口微觀形貌具有典型“人字形”花樣的解理斷裂特征，人字紋的尖端為裂紋源即A 區(qū)，該區(qū)域位于上下任意一面的AS 的棱角部位圖.

圖7 DSFSW 接頭宏觀斷口形貌Fig.7 Fractograph of fracture surface for DSFSW

圖8 為 DSFSW 接頭疲勞斷口形貌及疲勞裂紋.從圖8a 可以看出，斷裂面較為平整，斷口形貌為脆性特征的解理斷口.與SSFSW 斷口初期相比呈現(xiàn)較小的解離平面.B 區(qū)域?yàn)槠诹鸭y擴(kuò)展區(qū)，裂紋持續(xù)擴(kuò)展直到上/下焊縫交界面，疲勞裂紋白色條帶清晰可見(jiàn).從圖8b 可以看出，斷口呈現(xiàn)河流狀花樣，為脆性斷裂特征.C 區(qū)域?yàn)槠谒矓鄥^(qū)，該區(qū)域?yàn)榱硪幻婧缚p的RS，疲勞條帶呈現(xiàn)直線放射狀擴(kuò)展，最終發(fā)生斷裂.從圖8c 可以看出，斷口中存在較多的白色撕裂棱，斷口形貌呈現(xiàn)臺(tái)階狀，為脆性斷裂.

圖8 DSFSW 接頭疲勞斷口形貌及疲勞裂紋Fig.8 Fatigue fracture morphology and fatigue crack of DSFSW joint.(a) enlargement of region A;(b) enlargement of region B;(c) enlargement of region C

2.2.3 疲勞變形分析

圖9 為接頭在100 MPa 下1 次循環(huán)、25 次循環(huán)、2 500 次循環(huán)下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，疲勞斷裂過(guò)程中產(chǎn)生遲滯現(xiàn)象.隨著循環(huán)次數(shù)增加，產(chǎn)生加工硬化，應(yīng)變趨于穩(wěn)定狀態(tài)[19].如圖9b 所示，DSFSW接頭一面的應(yīng)變范圍為1.25%～ 3.75%，與圖9a SSFSW 接頭RS 的應(yīng)變范圍相近(FSW 接頭AS應(yīng)變范圍為2.5%～ 5.25%，RS 應(yīng)變范圍為1.5%～3.75%).

圖9 AZ31 鎂合金接頭疲勞應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.9 Fatigue stress-strain curve of AZ31 Mg alloy joint.(a) SSFSW;(b) DSFSW

焊縫組織的分布特點(diǎn)造成變形的差別，雙面FSW 焊縫一側(cè)既有AS 較粗大的微觀組織又有RS 較細(xì)小微觀組織，最終導(dǎo)致在相同的循環(huán)載荷下AZ31 鎂合金雙面攪拌摩擦焊接頭具有較小循環(huán)應(yīng)變，雙面對(duì)稱FSW 抵抗變形的能力更強(qiáng)，具有較高的優(yōu)勢(shì).

變形與試樣受力分布存在差別有關(guān).圖10 為焊接接頭受力示意圖，圖中用箭頭長(zhǎng)短示意表示其受載后的變形量.在承受相同循環(huán)載荷時(shí)，由于AS 比RS 處的屈服強(qiáng)度低導(dǎo)致FSW 接頭AS 變形大于RS 變形.不同于單面焊的是，DSFSW 焊縫兩側(cè)受熱均勻，在焊縫同一面既有AS 又有RS 存在，且AS 變形程度大于RS 變形程度，導(dǎo)致AS 受到RS 施加的壓應(yīng)力，抑制了疲勞裂紋的萌生，因此有效地減小疲勞過(guò)程中的應(yīng)變.

圖10 AZ31 鎂合金接頭疲勞過(guò)程受力示意圖Fig.10 Stress diagram of AZ31 Mg alloy joint during the fatigue process.(a) sample loading;(b) SSFSW;(c) DSFSW

圖11 和圖12 分別為AS 和RS HAZ 各區(qū)域的變形能力電子背散射衍射(electron backscattered diffraction，EBSD)圖.根據(jù)各區(qū)域的EBSD 結(jié)果計(jì)算了基滑移和延伸孿晶的平均Schmid 因子.設(shè)定基面(0001)為滑移面，＜1120＞為滑移方向，其中紅色表示Schmid 因子較大，藍(lán)色表示Schmid 因子較小.Schmid 因子大表示基面織構(gòu)較弱，表現(xiàn)為屈服強(qiáng)度低，材料趨于軟取向容易發(fā)生變形.攪拌摩擦焊接頭的Schmid 因子數(shù)值表明，AS HAZ 的Schmid高于RS HAZ，這進(jìn)一步解釋了AS HAZ 抵抗變形能力弱的原因.

圖11 AZ31 鎂合金接頭AS HAZ 的EBSD 結(jié)果分析Fig.11 EBSD analysis results of AS HAZ on AZ31 Mg alloy joint.(a) Schmid factor distribution;(b) microstructure

圖12 AZ31 鎂合金接頭RS HAZ 的EBSD 結(jié)果分析Fig.12 EBSD analysis results of RS HAZ on AZ31 Mg alloy joint.(a) Schmid factor distribution;(b) microstructure

3 結(jié)論

(1) AZ31 鎂合金DSFSW 接頭屈服強(qiáng)度為130 MPa，較傳統(tǒng)的單面FSW 接頭提高5%；DSFSW 接頭裂紋啟裂于上側(cè)或下側(cè)焊縫的AS 的HAZ，隨后持續(xù)擴(kuò)展至焊縫中心NZ，在NZ 受阻后沿著RS擴(kuò)展.

(2) AZ31 鎂合金DSFSW 接頭的疲勞極限為88 MPa，相較SSFSW 接頭的50 MPa 提高了76%，啟裂位置位于AS，并跨越上/下焊縫交界面，最終在另一面焊縫的RS 瞬斷.疲勞斷口具有典型“人字形”花樣微觀形貌，分為裂紋源區(qū)、裂紋擴(kuò)展區(qū)和瞬斷區(qū)，為解理脆性斷裂特征.

(3) 疲勞過(guò)程中DSFSW 接頭AS 的應(yīng)變范圍為1.25%～ 3.75%和FSW 接頭RS 的應(yīng)變相近，因此DSFSW 接頭具有良好抵抗變形的能力.