7055鋁合金雙面FSW接頭組織和力學(xué)性能

（上海航天設(shè)備制造總廠有限公司，上海200245）

0 前言

7055鋁合金是以Al-Zn-Mg-Cu合金元素為主的超高強(qiáng)可熱處理強(qiáng)化鋁合金，由于合金中Zn含量較高，熱開裂敏感性大，一般采用噴射成形工藝進(jìn)行制備。因此，該材料具有比強(qiáng)度高、密度小等優(yōu)點(diǎn)，是目前綜合性能最好的高強(qiáng)鋁合金，廣泛應(yīng)用于國(guó)外主流飛機(jī)的承力結(jié)構(gòu)件中[1-3]。

攪拌摩擦焊（FSW）是一種固相連接技術(shù)，具有接頭性能優(yōu)良、變形小等優(yōu)點(diǎn)，能有效避免焊接裂紋、氣孔等熔焊缺陷，是鋁合金焊接的理想解決方案，目前廣泛應(yīng)用于航空、航天、軌道列車以及汽車等工業(yè)領(lǐng)域[4-6]。本研究對(duì)12 mm厚7055鋁合金板材進(jìn)行雙面對(duì)接FSW試驗(yàn)，并對(duì)焊縫的組織和力學(xué)性能進(jìn)行了測(cè)試分析，為其應(yīng)用于國(guó)產(chǎn)大飛機(jī)、空間站等提供參考。

1 試驗(yàn)材料和方法

試驗(yàn)用7055鋁合金的板材厚度為12 mm，尺寸為110 mm×110 mm，熱處理狀態(tài)為T6態(tài)，即固溶強(qiáng)化+人工時(shí)效，化學(xué)成分如表1所示。采用自主研制的龍門式攪拌摩擦焊設(shè)備（FSW-LM2-1012）進(jìn)行雙面對(duì)接焊接試驗(yàn)。試驗(yàn)采用圓錐帶螺紋攪拌針+內(nèi)凹錐面軸肩結(jié)構(gòu)攪拌工具（見圖1），焊接試驗(yàn)方案如表2所示。試驗(yàn)結(jié)束后，沿焊縫橫向分別截取拉伸試樣和金相試樣，拉伸試樣尺寸如圖2所示。對(duì)拉伸試樣斷口進(jìn)行掃描電鏡分析。沿焊縫橫截面橫向和縱向進(jìn)行顯微硬度測(cè)試見圖3，測(cè)試力值為1.96 N。

表1 7055-T6鋁合金化學(xué)成分%

表2 焊接試驗(yàn)方案

圖1 8 mm攪拌工具

圖2 拉伸試樣尺寸

圖3 顯微硬度測(cè)試示意

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 接頭組織

腐蝕后接頭宏觀形貌如圖4所示。攪拌摩擦焊接頭一般分為母材（BMZ）、熱影響區(qū)（HAZ）、熱機(jī)影響區(qū)（TMAZ）及焊核區(qū)（WNZ）。圖4a為前進(jìn)側(cè)位于同一側(cè)時(shí)的接頭宏觀形貌，圖4b為前進(jìn)側(cè)位于兩側(cè)時(shí)的接頭宏觀形貌。可以看出，焊縫組織左右不對(duì)稱，在攪拌摩擦焊過(guò)程中，攪拌針位于前進(jìn)側(cè)（AS）時(shí)會(huì)形成一個(gè)瞬時(shí)空腔，后退側(cè)（RS）金屬受擠壓后填充空腔。在焊縫的前進(jìn)側(cè)，攪拌針主要為熱剪切作用，且該處材料在攪拌頭旋轉(zhuǎn)力和前進(jìn)力的雙重作用下，相對(duì)于母材發(fā)生的相對(duì)變形差較大，因此，母材和焊縫前進(jìn)側(cè)之間分界線較明顯；而位于后退側(cè)的焊縫，不僅受到攪拌頭的擠壓、摩擦作用，還受到旋轉(zhuǎn)面前方金屬的擠壓作用，相對(duì)變形較小，熱塑金屬過(guò)渡較為均勻，因此，母材與焊縫后退側(cè)的分界線比較模糊。

由圖4還可以看出，由于母材采用噴射成形工藝制備，晶粒非常細(xì)小、均勻，不同于一般軋制板材中常見的分層現(xiàn)象以及呈明，接頭宏觀形貌中未見明顯的塑性流動(dòng)痕跡。

母材區(qū)組織形貌如圖5a所示。由于7055鋁合金采用噴射成形工藝制備，液態(tài)金屬被高壓氣體擊碎成很小的液滴，再快速通過(guò)霧化氣體冷卻后撞擊到坯體上形成坯料。因此，母材組織呈現(xiàn)為等軸狀細(xì)小晶粒，晶粒尺寸約15 μm。圖5b為焊核區(qū)組織形貌。該區(qū)由于受到攪拌頭的機(jī)械攪拌作用以及摩擦和剪切產(chǎn)生的局部高溫作用，焊核區(qū)金屬發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，形成細(xì)小等軸晶粒，晶粒尺寸小于母材，約5 μm。圖5c和圖5d分別為前進(jìn)側(cè)和后退側(cè)熱機(jī)影響區(qū)，該區(qū)受到攪拌頭的機(jī)械攪拌和焊接熱循環(huán)的雙重作用，晶粒被拉長(zhǎng)，產(chǎn)生的機(jī)械變形較大，具有一定的方向性，同時(shí)由于熱循環(huán)作用，晶粒大于母材。圖5e和圖5f分別為前進(jìn)側(cè)和后退側(cè)熱機(jī)影響區(qū)，該區(qū)受到焊接熱循環(huán)作用，相對(duì)于母材，晶粒粗大。因此，焊縫熱機(jī)影響區(qū)和熱影響區(qū)為焊縫的薄弱區(qū)域。

圖4 接頭宏觀形貌

圖5 焊縫的金相組織

2.2 接頭力學(xué)性能

2.2.1 接頭抗拉強(qiáng)度

將2組試驗(yàn)焊后試板分別加工成2個(gè)拉伸試樣進(jìn)行測(cè)試，拉伸性能測(cè)試結(jié)果如表3所示。

表3 接頭拉伸性能（平均值）

由表3可知，試驗(yàn)組號(hào)1焊縫接頭平均抗拉強(qiáng)度452MPa，可以達(dá)到母材強(qiáng)度（603.5 MPa）的75%，斷后平均伸長(zhǎng)率為2.75%，均優(yōu)于試驗(yàn)組號(hào)2。因此，正、反面前進(jìn)側(cè)位于同一側(cè)時(shí)，其焊縫拉伸性能優(yōu)于前進(jìn)側(cè)位于兩側(cè)時(shí)的。

2.2.2 接頭顯微硬度

選取試驗(yàn)組號(hào)1焊縫接頭進(jìn)行橫向和縱向顯微硬度測(cè)試，測(cè)試點(diǎn)間隔0.5 mm，測(cè)試結(jié)果如圖6和圖7所示。

圖6 接頭橫向顯微硬度分布

圖7 接頭縱向顯微硬度分布

由圖6可知，接頭橫向顯微硬度呈典型“W”型分布，母材硬度值較高，約140 HV，焊縫中心位置為焊核區(qū)，硬度與母材接近，硬度值大于周圍熱影響區(qū)和熱機(jī)影響區(qū)，熱機(jī)影響區(qū)與熱影響區(qū)過(guò)渡區(qū)存在明顯的硬度軟化，該位置硬度值較低，硬度最低值出現(xiàn)在后退側(cè)熱機(jī)影響區(qū)與熱影響區(qū)過(guò)渡區(qū)，為101.7 HV，且后退側(cè)顯微硬度變化較為平緩，范圍較前進(jìn)側(cè)大，這與后退側(cè)熱機(jī)影響區(qū)和熱影響區(qū)范圍較大有關(guān)。

由圖7可知，接頭第一道焊縫顯微硬度值低于第二道焊縫，最低值約103.9 HV。這是因?yàn)樵嚢搴穸葹?2 mm，而第二道焊接深度為8 mm，因而將第一道焊縫約4 mm區(qū)域進(jìn)行覆蓋，未覆蓋區(qū)域受到焊接熱循環(huán)作用，發(fā)生晶粒長(zhǎng)大，因而硬度下降。

2.2.3 接頭斷口分析

上述接頭拉伸試驗(yàn)均在熱機(jī)影響區(qū)或熱影響區(qū)斷裂，拉伸試樣斷口宏觀形貌如圖8所示。拉伸試樣斷口微觀形貌如圖9所示，斷口表面均布著不同尺寸的韌窩。在大韌窩里可以看到細(xì)小的第二相粒子剝落后產(chǎn)生的小韌窩。大韌窩的平均直徑約為10 μm，小韌窩的平均直徑約為3 μm。韌窩小而淺，說(shuō)明焊縫塑性較差，與表3中較低的延伸率對(duì)應(yīng)。斷口韌窩特征說(shuō)明斷裂前發(fā)生了明顯的塑性變形，屬于韌性斷裂。

圖8 拉伸試樣斷口宏觀形貌

圖9 拉伸試樣斷口微觀形貌（SEM）

3 結(jié)論

（1）7055-T6鋁合金攪拌摩擦焊接頭宏觀形貌中無(wú)明顯的塑性流動(dòng)痕跡。

（2）正、反面前進(jìn)側(cè)位于同一側(cè)時(shí)，接頭抗拉強(qiáng)度平均值為452 MPa，接頭強(qiáng)度可達(dá)母材的75%，優(yōu)于前進(jìn)側(cè)位于兩側(cè)時(shí)的焊接接頭性能。

（3）接頭橫向顯微硬度呈“W”型分布，最低值出現(xiàn)在后退側(cè)熱機(jī)影響區(qū)與熱影響區(qū)過(guò)渡區(qū)，為101.7 HV；接頭縱向顯微硬度顯示，第一道焊縫顯微硬度值低于第二道焊縫。

（4）拉伸試樣斷口形貌顯示存在明顯韌窩特征，屬于韌性斷裂。但韌窩小而淺，焊縫塑性較差。