白海青， 曹志峰， 王紅蓮， 王岳

(1.東營(yíng)市特種設(shè)備檢驗(yàn)研究院， 山東 東營(yíng) 257092； 2.勝利油田興通建設(shè)工程有限責(zé)任公司， 山東 東營(yíng)257200)

0 前言

當(dāng)前在有色金屬材料中，鋁和鋁合金產(chǎn)量位居第二，僅次于鋼鐵，潛力巨大。鋁合金是工業(yè)中應(yīng)用最廣泛的一類有色金屬結(jié)構(gòu)材料，在航空航天、汽車(chē)、機(jī)械制造、船舶及化學(xué)工業(yè)中已大量應(yīng)用[1]。7050鋁合金屬高強(qiáng)度可熱處理合金,具有極高的強(qiáng)度及抗剝落腐蝕和抗應(yīng)力腐蝕斷裂的性能,已經(jīng)運(yùn)用在飛機(jī)上多個(gè)重要部件。由于鋁合金比較活潑，表面容易氧化，導(dǎo)熱導(dǎo)電性好，線膨脹系數(shù)大，熔焊時(shí)容易產(chǎn)生氣孔、裂紋、咬邊等缺陷，對(duì)于大的結(jié)構(gòu)件,釬焊、電阻焊、壓力焊等方法更是難以實(shí)施，對(duì)于7050鋁合金等熱處理強(qiáng)化的高強(qiáng)度鋁合金，熔焊時(shí)液化裂紋傾向較大，被認(rèn)為是傳統(tǒng)熔焊“不可焊”金屬[2-6]。因此，高強(qiáng)鋁合金的焊接技術(shù)成為該種合金在工業(yè)上推廣應(yīng)用的最大阻礙，用固態(tài)焊取代熔化焊,以實(shí)現(xiàn)高強(qiáng)鋁合金的永久性連接成為一種可行的方法,也得到了研究者的共識(shí)。7050鋁合金的焊接必將成為未來(lái)的前沿課題。針對(duì)7050鋁合金FSW接頭，利用拉伸、疲勞分析手段對(duì)接頭性能進(jìn)行試驗(yàn)分析，利用金相、硬度、SEM分析手段研究接頭拉伸及疲勞斷裂特征，分析接頭斷裂影響因素。

1 試驗(yàn)材料及方法

試驗(yàn)材料選用厚度為6.5 mm的7050-T7451高強(qiáng)鋁合金試板，并對(duì)材料進(jìn)行熱處理。首先對(duì)鋁合金試板進(jìn)行477 ℃的固溶淬火處理后進(jìn)行拉伸，消除冷加工過(guò)程中產(chǎn)生的應(yīng)力，同時(shí)使合金發(fā)生再結(jié)晶，改善其塑韌性，而后進(jìn)行人工過(guò)時(shí)效處理，使合金耐腐蝕性得到一定程度的提高，獲得良好的綜合性能，7050-T7451鋁合金的化學(xué)成分見(jiàn)表1。

表1 7050-T7451鋁合金化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 焊縫成形

圖1所示為7050-T7451鋁合金攪拌摩擦焊焊縫表面形貌，在轉(zhuǎn)速為500 r/min，焊接速度為150 mm/min，軸間直徑為15 mm，攪拌針長(zhǎng)度為6.5 mm，下壓量為0.1 mm的情況下，厚度為6.5 mm的7050-T7451鋁合金試板可單面一次成形，截取橫截面檢查焊縫內(nèi)部，并未發(fā)現(xiàn)氣孔、裂紋等缺陷，通過(guò)抗拉強(qiáng)度試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，其抗拉強(qiáng)度可達(dá)到470 MPa,力學(xué)性能較好。同時(shí)，發(fā)現(xiàn)7050-T7451鋁合金經(jīng)過(guò)攪拌摩擦焊后，焊縫比較整潔，而且焊接后幾乎沒(méi)有變形。根據(jù)材料的流動(dòng)性差異產(chǎn)生的不同區(qū)域，鋁合金攪拌摩擦焊接頭由4個(gè)區(qū)域組成，分別是母材區(qū)(Base metal, BM)、焊核區(qū)(Weld nugget zone，WNZ)、熱力影響區(qū)(Thermal-mechanical affected zone，TMAZ)和熱影響區(qū)(Heat affected zone，HAZ)。

2.2 焊縫表面金相組織分析

圖2為7050-T7451鋁合金攪拌摩擦焊焊縫表面金相組織結(jié)構(gòu)，由于攪拌摩擦焊自身攪拌摩擦的特點(diǎn)以及不同區(qū)域材料流動(dòng)性的差異，攪拌摩擦焊焊接接頭分區(qū)特點(diǎn)明顯，焊接接頭中心部分是焊核區(qū)，焊核區(qū)比較寬，焊核區(qū)兩側(cè)是熱力影響區(qū)，熱力影響區(qū)兩側(cè)是熱影響區(qū)，熱力影響區(qū)和熱影響區(qū)比較窄，最外側(cè)是母材區(qū)。由圖2a可以看出，焊核區(qū)組織與母材區(qū)相比，發(fā)生了巨大變化，母材區(qū)粗大的塊狀晶被焊核區(qū)均勻細(xì)小的等軸晶代替，晶粒間沒(méi)有明顯的位向關(guān)系，這是因?yàn)樵诤附舆^(guò)程中焊核區(qū)發(fā)生了動(dòng)態(tài)再結(jié)晶。焊接時(shí)，由于攪拌針與工件攪拌摩擦產(chǎn)生大量的熱，同時(shí)工件發(fā)生明顯塑性變形，位錯(cuò)密度急劇增加，當(dāng)儲(chǔ)能達(dá)到動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的條件時(shí)，焊核區(qū)發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，此時(shí)焊核區(qū)金屬內(nèi)不斷形成大量的晶核，但是由于鋁合金散熱快以及攪拌針的攪拌打碎作用，形成晶核來(lái)不及長(zhǎng)大被打碎，因此形成均勻細(xì)小等軸晶[7-9]。圖2b為熱力影響區(qū)，從圖中可以看出，熱力影響區(qū)組織大小不均勻，相比母材組織，出現(xiàn)變形，與焊核區(qū)相比，晶粒明顯粗大，這是因?yàn)闊崃τ绊憛^(qū)雖然距離攪拌針相對(duì)較遠(yuǎn)，而且在熱循環(huán)的作用下，晶粒長(zhǎng)大，由于儲(chǔ)能不夠，不能達(dá)到動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的條件，故沒(méi)有發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，力學(xué)性能不均勻。圖2c為熱影響區(qū),該區(qū)域組織粗大，但是與熱力影響區(qū)相比，組織較為均勻，晶粒沒(méi)有被拉長(zhǎng)，出現(xiàn)彎曲變形，在熱循環(huán)的作用下，晶粒吸收來(lái)自熱力影響區(qū)的熱量，迅速長(zhǎng)大，但是仍然保留了母材組織基本的特點(diǎn)，沒(méi)有出現(xiàn)明顯變形。圖 2d為母材區(qū)，母材組織未發(fā)生明顯變形，組織較為粗大，多呈塊狀，該區(qū)域遠(yuǎn)離攪拌針的位置，并未明顯受到機(jī)械外力及熱循環(huán)的影響，保持著材料本身的力學(xué)性能。

2.3 焊縫截面金相組織分析

與7050-T7451攪拌摩擦焊焊接接頭表面金相組織相似，焊接接頭截面金相組織各區(qū)有顯著的特點(diǎn)[10]，圖3為焊縫截面金相組織。如圖3a所示，焊核區(qū)經(jīng)歷高溫?zé)嵫h(huán)，并且受到強(qiáng)烈的攪拌作用，發(fā)生了顯著的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，7050-T7451鋁合金原始的較為粗大的塊狀晶組織被均勻細(xì)小的晶體代替，組織均勻化，晶粒間未出現(xiàn)明顯的位向關(guān)系。從圖3b中可以看出，熱力影響區(qū)的組織大小不均勻，與母材組織相比，出現(xiàn)變形，與焊核區(qū)相比，晶粒明顯粗大，但是與熱影響區(qū)相比，組織還是相對(duì)細(xì)小，有一定的細(xì)晶強(qiáng)化效果。而圖3焊縫截面組織的形狀反映出了攪拌摩擦焊過(guò)程中金屬隨攪拌針的旋轉(zhuǎn)而流動(dòng)的特征。從圖3c和圖3d可以看出，熱影響區(qū)組織相比母材較為粗大，但未發(fā)生明顯的變形，沒(méi)有受到機(jī)械外力的作用，僅受到了熱循環(huán)的影響，所以沒(méi)有出現(xiàn)塑性變形[11]。而由這種焊接熱循環(huán)導(dǎo)致的組織粗大一定程度上影響了焊接接頭的性能，并會(huì)在材料表面的硬度上有所體現(xiàn)[12]。

2.4 硬度分布規(guī)律

試驗(yàn)所用的儀器是DHV-1000型數(shù)字顯微硬度計(jì)，分別測(cè)試7050-T7451鋁合金的表面及側(cè)面不同區(qū)域的硬度,如圖4和圖5所示。由圖4和圖5可知，焊縫截面的硬度分布是有一定的規(guī)律的，即熱影響區(qū)的硬度比較低，熱力影響區(qū)的硬度比母材區(qū)的低20～25 HV,比熱影響區(qū)的高20～30 HV，整體呈“高-低-高-低-高” 對(duì)稱型規(guī)律分布，而在攪拌摩擦焊的焊接過(guò)程中，焊核區(qū)組織發(fā)生了動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，組織結(jié)構(gòu)均勻，晶粒細(xì)化，起到了細(xì)晶強(qiáng)化的作用，故焊核區(qū)的硬度最高。

2.5 攪拌摩擦焊的疲勞斷裂分析

采用攪拌摩擦焊方式進(jìn)行焊接時(shí)，焊后的力學(xué)性能有很大變化，這是因?yàn)闊彷斎氩痪鶆颉崃可l(fā)不均勻所造成的，故只取中間部分作為試驗(yàn)取材范圍[13]。經(jīng)攪拌摩擦焊后，試樣上表面會(huì)有“起皮”和“飛邊”現(xiàn)象產(chǎn)生，可能成為潛在的裂紋源，因?yàn)樗鼤?huì)導(dǎo)致微觀上的表面缺陷與宏觀上的應(yīng)力集中，進(jìn)而觀察不到微觀裂紋的形成機(jī)制[14]。因此要對(duì)試件表面進(jìn)行打磨、拋光，保證試樣表面的粗糙度及紋理。

疲勞試驗(yàn)前先進(jìn)行抗拉試驗(yàn)，分別進(jìn)行3組拉伸試驗(yàn)，獲取7050-T7451鋁合金攪拌摩擦焊接頭的屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度及斷后伸長(zhǎng)率，4號(hào)試樣為母材。具體數(shù)據(jù)如圖6和圖7所示。

由抗拉試驗(yàn)結(jié)果可選取疲勞加載應(yīng)力為300 MPa，250 MPa，200 MPa，采用10 kN高頻疲勞試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行疲勞試驗(yàn)，疲勞試驗(yàn)使用正弦波形，應(yīng)力比R=0.1，疲勞試驗(yàn)后得到的試樣如圖8所示。該次疲勞試驗(yàn)對(duì)相同焊接參數(shù)的3組試樣進(jìn)行了分析測(cè)試，施加3組不同方向的應(yīng)力是試驗(yàn)的變量，在該前提下，3組試樣全部斷裂，第1組和第3組試樣有相同的斷裂位置，都在焊核區(qū)斷裂，綜合分析試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)據(jù)，充分表明疲勞裂紋大多起于焊縫位置，然后擴(kuò)散到焊縫表面斷裂，這是因?yàn)閿嚢枘Σ梁缚p金屬厚度比母材的厚度略小的原因，同時(shí)，當(dāng)焊接參數(shù)不合適時(shí)，可能在根部產(chǎn)生缺陷，這將會(huì)極大的影響焊接接頭的疲勞力學(xué)性能，另外焊縫表面留下的凸臺(tái)和表面劃傷造成應(yīng)力集中也是導(dǎo)致焊縫中心發(fā)生斷裂的因素。

圖9為圖8試樣1-1的疲勞斷口SEM圖，其疲勞斷裂位置在前進(jìn)側(cè)熱影響區(qū)，疲勞加載應(yīng)力為200 MPa，由于其疲勞加載應(yīng)力較低，疲勞循環(huán)次數(shù)較長(zhǎng)。從圖9a中可以看到疲勞源，疲勞斷口比較粗糙并且觀察不到疲勞輝紋，斷口非常粗糙的原因可能是由于疲勞加載應(yīng)力較低，疲勞裂紋的擴(kuò)展速度慢，率先斷裂的位置不斷開(kāi)合發(fā)生摩擦所致，而疲勞輝紋通常是在疲勞加載應(yīng)力水平大于材料的疲勞強(qiáng)度極限的情況下出現(xiàn)，此疲勞加載應(yīng)力為200 MPa，沒(méi)有達(dá)到鋁合金的疲勞極限，因此觀察不到明顯的疲勞輝紋。從圖9b、圖9c、圖9d中可以看到斷裂形式為韌性斷裂的韌窩，韌窩有大有小，且分布非常密集。

圖10為圖8試樣1-3的疲勞斷口SEM圖，其疲勞斷裂位置在焊核區(qū)，疲勞加載應(yīng)力為250 MPa，與鋁合金的疲勞強(qiáng)度大致相當(dāng)。從圖10a中可以看到焊核區(qū)的疲勞斷口較為平整，從圖10b和圖10c中可以觀察到焊核區(qū)經(jīng)過(guò)攪拌摩擦焊后的晶粒非常細(xì)小，其接頭的斷裂形式為沿晶斷裂。從圖10c中能夠看到疲勞輝紋，但是不夠明顯，從圖10d中看到體積較大的第二相顆粒，第二相顆粒的存在能夠阻礙位錯(cuò)的運(yùn)動(dòng)，提高焊接接頭的強(qiáng)度。同時(shí)也能看到許多小而淺、排列密集的韌窩，但看不到明顯的纖維區(qū)，斷裂方式為韌性斷裂。

圖11為試樣1-2的疲勞斷口SEM圖，其斷裂位置在母材區(qū)，疲勞加載應(yīng)力為300 MPa。從圖11a中可以看到斷口表面非常平整，疲勞源區(qū)氧化嚴(yán)重呈現(xiàn)深灰色，圖11b中看到明顯的疲勞輝紋，疲勞輝紋垂直于裂紋擴(kuò)展方向，圖11c中可以觀察到大量的疲勞臺(tái)階和輪胎花樣，表現(xiàn)為一種準(zhǔn)解理的斷裂形態(tài)。輪胎花樣是疲勞循環(huán)過(guò)程中率先斷裂的斷口表面上的顆粒之相匹配的斷裂面進(jìn)行撞擊形成的，由于應(yīng)力水平較大，圖中也沒(méi)有觀察到任何韌性斷裂的特征，更多的表現(xiàn)為一種瞬斷的狀態(tài)，因此斷裂形式為脆性斷裂。

3 結(jié)論

(1)通過(guò)研究發(fā)現(xiàn)，7050-T7451鋁合金攪拌摩擦焊焊接接頭成形良好，截面不存在明顯的焊接缺陷。通過(guò)抗拉強(qiáng)度試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，7050-T7451高強(qiáng)鋁合金攪拌摩擦焊焊接接頭的抗拉強(qiáng)度可達(dá)470 MPa左右，力學(xué)性能較好。同時(shí)，母材區(qū)、焊核區(qū)、熱力影響區(qū)和熱影響區(qū)顯著分區(qū)是由于攪拌摩擦焊的特點(diǎn)和材料的流動(dòng)性差異造成的。

(2)通過(guò)硬度分析測(cè)試，發(fā)現(xiàn)熱影響區(qū)的硬度比較低，熱力影響區(qū)的硬度比母材區(qū)的低20～25 HV,比熱影響區(qū)的高20～30 HV，整體呈“高-低-高-低-高”型規(guī)律分布，焊核區(qū)硬度最高是因?yàn)樵跀嚢枘Σ梁傅暮附舆^(guò)程中，發(fā)生了動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，組織結(jié)構(gòu)均勻，晶粒細(xì)化，起到了細(xì)晶強(qiáng)化的作用。

(3)通過(guò)疲勞試驗(yàn)分析，7050-T7451鋁合金FSW接頭的疲勞類型為低周疲勞，應(yīng)力水平為200 MPa時(shí)，試樣在前進(jìn)側(cè)熱影響區(qū)發(fā)生斷裂，斷口的表面較為粗糙，觀察不到疲勞輝紋，但可以看到密集分布著許多直徑較大，較深的韌窩，其斷裂方式為韌性斷裂。應(yīng)力水平為250 MPa時(shí)，試樣在焊核區(qū)發(fā)生斷裂，斷口的表面較為平整，焊核區(qū)的晶粒十分細(xì)小并且能夠看到直徑較大的第二相粒子，韌窩分布密集，直徑較小，深度較淺，斷裂方式為韌性斷裂。應(yīng)力水平為300 MPa時(shí)，試樣在母材處發(fā)生斷裂，斷口表面十分平整，疲勞源區(qū)由于保護(hù)不好發(fā)生了氧化呈深灰色，能夠觀察到數(shù)量較多的疲勞輝紋以及疲勞臺(tái)階和輪胎花樣，表現(xiàn)為一種準(zhǔn)解理的斷裂形式，斷裂方式為脆性斷裂。