7475 鋁合金回填式攪拌摩擦點(diǎn)焊接頭鏈狀孔洞研究

盧振洋，龔文韜，陳樹君，蔣曉青，袁 濤

(北京工業(yè)大學(xué)汽車零部件先進(jìn)制造技術(shù)工程研究中心，北京 100124)

由于能源和環(huán)境問題得到越來越多的關(guān)注，輕量化成為了當(dāng)前的研究熱點(diǎn)．鋁合金以其質(zhì)輕、耐腐蝕、比強(qiáng)度和比剛度高、抗沖擊性能好、良好的加工成型性以及極高的再回收率等一系列特性，在航空、航天、汽車等領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用[1-2]．然而，傳統(tǒng)的焊接方法限制了鋁合金在工業(yè)生產(chǎn)中的應(yīng)用．為了擴(kuò)展鋁合金的應(yīng)用，出現(xiàn)了一種名為固定式攪拌摩擦點(diǎn)焊(friction stir spot welding，F(xiàn)SSW)的焊接技術(shù)．固定式FSSW 焊接技術(shù)屬于固態(tài)焊接，能避免待焊金屬發(fā)生融化而產(chǎn)生裂紋、氣孔等焊接缺陷[3-6].然而對于固定式FSSW 來說，在焊接完成后的焊點(diǎn)內(nèi)留下一個(gè)匙孔，這會減少焊點(diǎn)的有效承載面積，并且易引起應(yīng)力集中[7-8]．為了解決傳統(tǒng)攪拌摩擦點(diǎn)焊產(chǎn)生的問題，一種名為回填式攪拌摩擦點(diǎn)焊(refilled friction stir spot welding，ReFSSW)的新型技術(shù)得到開發(fā)．這種焊接技術(shù)不但保留了FSSW 的優(yōu)點(diǎn)，還能夠有效避免匙孔的產(chǎn)生．

但是對于如7000 系高強(qiáng)鋁合金進(jìn)行回填式攪拌摩擦點(diǎn)焊實(shí)驗(yàn)時(shí)，依然存在力學(xué)性能不良、得不到良好焊點(diǎn)的問題．這是由于在對7000 系高強(qiáng)鋁合金進(jìn)行回填式攪拌摩擦點(diǎn)焊時(shí)，需要更大的熱輸入才能使母材受攪拌作用形成塑性材料，但更大的熱輸入也導(dǎo)致焊點(diǎn)中出現(xiàn)裂紋、氣泡等焊接缺陷的幾率增加. 在本研究中發(fā)現(xiàn)在較高的熱輸入下焊點(diǎn)內(nèi)會形成呈鏈狀分布的孔洞，在先前的研究中同樣出現(xiàn)了這種類似現(xiàn)象[9-10]，但并沒有做出具體的分析．因此，本文將對焊點(diǎn)內(nèi)鏈狀孔洞進(jìn)行分析并研究工藝參數(shù)對鏈狀孔洞的影響．

1 實(shí) 驗(yàn)

回填式FSSW 的焊接工具由壓緊環(huán)、攪拌套和攪拌針3 部分組成，如圖1(a)所示．3 部分中的任意一個(gè)都可以同軸和獨(dú)立地上下移動(dòng)，并且攪拌套和攪拌針可以在同一旋轉(zhuǎn)方向和速度下同時(shí)旋轉(zhuǎn)．回填式FSSW 焊接過程分為4 個(gè)階段：在第1 階段，上板件和下板件通過壓緊環(huán)和夾具固定，同時(shí)攪拌針和攪拌套旋轉(zhuǎn)(見圖1(a))；在第2 階段，攪拌套下壓至指定深度的同時(shí)攪拌針向上移動(dòng)，這樣可以形成一個(gè)空腔用來容納由攪拌套擠出的塑性材料(見圖1(b))；在第3 階段，攪拌套向上收回，攪拌針向下收回，將腔內(nèi)的塑性材料重新壓回焊點(diǎn)內(nèi)(見圖1(c))；第4階段，攪拌頭回升，留下沒有匙孔的攪拌焊點(diǎn)(見圖1(d))．

圖1 回填式攪拌摩擦點(diǎn)焊焊接過程Fig.1 ReFSSW welding process

1.1 實(shí)驗(yàn)材料及設(shè)備

1.1.1 實(shí)驗(yàn)材料

2 mm 厚的 7475 鋁合金板材被用于回填式FSSW 實(shí)驗(yàn)，其化學(xué)成分如表1 所示．7475 鋁合金屬于Al-Zn-Mg-Cu 系合金，這種合金被廣泛應(yīng)用于航空航天領(lǐng)域，它用于機(jī)身的包鋁的與未包鋁的板材，機(jī)翼骨架、桁條等既要有高的強(qiáng)度又要有高的斷裂韌性的零部件制造[11-12]．

表1 7475鋁合金化學(xué)成分Tab.1 Composition of the 7475 aluminum alloy %

1.1.2 實(shí)驗(yàn)設(shè)備

本研究采用FSSW-100 型回填式攪拌摩擦點(diǎn)焊機(jī)設(shè)備進(jìn)行回填式FSSW 實(shí)驗(yàn)，焊接設(shè)備為上海航天設(shè)備制造總廠設(shè)計(jì)生產(chǎn)．

焊接完成后對試樣進(jìn)行切割，經(jīng)過粗磨、精磨和拋光處理后，配置腐蝕液(1%HF+1.5%HCL+2.5%HNO3+95%H2O)，用棉簽涂抹于試樣表面對試樣進(jìn)行腐蝕．使用Olympus LEXT OLS4100 光學(xué)顯微鏡對焊點(diǎn)進(jìn)行觀察分析．

使用電子掃描顯微鏡FEI Quanta200 的二次電子掃描(SE)觀察焊點(diǎn)的微觀組織，通過背散射掃描(BSE)觀察焊點(diǎn)內(nèi)元素分布，以及使用能譜儀EDAX Genesis EDS 點(diǎn)掃描和線掃描來分析焊點(diǎn)內(nèi)的元素組成成分和元素變化趨勢．

1.2 實(shí)驗(yàn)方案

回填式 FSSW 試樣由兩塊尺寸為 80 mm×30 mm 的板材搭接組成，搭接面積為 30 mm×30 mm，焊接位置位于搭接面的中心，如圖2 所示，試樣直接用于拉剪性能測試[13]．回填式FSSW 的工藝參數(shù)主要包括主軸轉(zhuǎn)速(ω)、攪拌套扎入深度(p)以及攪拌套運(yùn)動(dòng)速率(r)．經(jīng)過前期實(shí)驗(yàn)，結(jié)合焊接后的實(shí)際效果選定3 種實(shí)驗(yàn)參數(shù)的變化范圍：ω 為1 500～2 500 r/min，p 為2～3 mm，r 為0.5～1.0 mm/s.

圖2 回填式FSSW焊接試樣Fig.2 ReFSSW welding sample

2 結(jié)果與討論

2.1 焊點(diǎn)內(nèi)沉淀物形貌特點(diǎn)

在光學(xué)顯微鏡下觀察7475 鋁合金焊點(diǎn)橫截面的微觀組織，發(fā)現(xiàn)可分為4 個(gè)微觀區(qū)域，即基材區(qū)域(BMZ)、熱影響區(qū)域(HAZ)、熱機(jī)械影響區(qū)域(TMAZ)和攪拌區(qū)域(SZ)，如圖3(a)所示．在SZ 區(qū)內(nèi)發(fā)現(xiàn)存在呈現(xiàn)鏈狀的孔洞，鏈狀孔洞的分布規(guī)律大致為在焊點(diǎn)中心線兩側(cè)對稱分布并分別向兩側(cè)傾斜．鏈狀孔洞與回填式攪拌摩擦點(diǎn)焊過程中塑性材料的旋轉(zhuǎn)流動(dòng)方向基本一致，并且可能由于在攪拌過程中，塑性材料不能完全均勻分布，造成了對稱位置上的鏈狀孔洞尺寸有些許差異，如圖3(b)、(c)所示．

圖3 焊點(diǎn)宏觀形貌及鏈狀孔洞整體形貌Fig.3 Macroscopic shape of the solder joints and overall shape of the chain holes

圖4 焊點(diǎn)內(nèi)二次電子掃描(SE)形貌Fig.4 Morphology of joints using secondary electron scanning(SE)

進(jìn)一步通過電子掃描顯微鏡對焊點(diǎn)進(jìn)行觀察發(fā)現(xiàn)沉淀物沿晶界分布，界面上有一條清晰的呈鏈狀分布的孔洞，如圖4 所示．從圖4 中可以看到存在白色顆粒，于是對白色顆粒、孔洞內(nèi)殘余白色顆粒及周圍母材進(jìn)行了EDS 成分分析，孔洞中殘留白色顆粒(見圖5(a)和表2)中Cu 元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為18.36%，Al元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)為71.17%，而孔洞附近白色顆粒(見圖5(b)和表2)中Cu 元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)為22.52%，Al 元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)為68.06%．可以發(fā)現(xiàn)，孔洞內(nèi)殘留白色顆粒與孔洞附近白色顆粒中的Cu 元素含量高于基質(zhì)中Cu 元素含量，且Al 元素的含量低于基質(zhì)中Al 元素含量，由此分析這些白色顆粒是金屬間化合物．進(jìn)一步分析發(fā)現(xiàn)孔洞中的殘留白色顆粒與孔洞附近的白色顆粒中Cu 含量的差值與Al 含量的差值幾乎相等，這與液化現(xiàn)象相吻合，說明這些鏈狀孔洞可能是由于金屬間化合物發(fā)生熔化后形成的．在先前的研究中，同樣出現(xiàn)了在高強(qiáng)度鋁合金攪拌摩擦焊接中由于局部高溫而發(fā)生的局部液化現(xiàn)象[10,14]．

圖5 鏈狀孔洞內(nèi)及附近顆粒和基材成分Fig.5 Particles and substrate composition in and around chain holes

表2 圖5中元素含量Tab.2 Content of element in Fig.5

2.2 鏈狀孔洞產(chǎn)生原因分析

為了確認(rèn)鏈狀孔洞的產(chǎn)生原因，對孔洞進(jìn)行了EDS 線掃描，結(jié)果如圖6 所示，從掃描結(jié)果可以看到只有點(diǎn)2 處的殘留IMC 處元素含量發(fā)生明顯變化，而在1—2 和2—3 路徑上的元素含量沒有明顯波動(dòng).

圖6 鏈狀孔洞區(qū)域線性掃描Fig.6 Line scanning of chain holes

圖7 為母材IMC 與SZ 區(qū)內(nèi)IMC 的點(diǎn)掃描結(jié)果，將BMZ 區(qū)內(nèi)的IMC 與SZ 區(qū)內(nèi)IMC 成分進(jìn)行比對發(fā)現(xiàn)，SZ 區(qū)內(nèi)IMC 的Cu 質(zhì)量分?jǐn)?shù)為22.52%(見圖7(a)和表3)，F(xiàn)e 元素未檢測到，相比BMZ 區(qū)中IMC 的Cu 和Fe 的含量(見圖7(b)和表3)明顯減少．結(jié)合圖6 中的Al、Cu 含量變化，推測在焊接過程中IMC 與Al 基質(zhì)發(fā)生了共晶反應(yīng)．于是提出鏈狀孔洞的產(chǎn)生原因?yàn)椋涸谀覆闹性敬嬖诘腎MC 受攪拌套下壓時(shí)的攪拌作用被打碎，破碎的IMC 在回抽過程中在SZ 區(qū)域內(nèi)呈線性分布，隨著焊接溫度的升高IMC 中的Cu 元素和Fe 元素發(fā)生了小范圍擴(kuò)散．當(dāng)溫度達(dá)到共晶溫度時(shí)IMC 與Al 發(fā)生共晶反應(yīng)造成了熔化，凝固后形成呈鏈狀分布的孔洞，這與趙運(yùn)強(qiáng)[9]的超高強(qiáng)鋁合金回填式攪拌摩擦點(diǎn)焊研究中提出的局部熔化原理相似．

圖7 母材IMC成分與SZ區(qū)內(nèi)IMC成分Fig.7 Base metal IMC component and IMC component in the SZ zone

表3 圖7中元素含量Tab.3 Content of element in Fig.7

2.3 工藝參數(shù)對鏈狀孔洞密集程度影響

通過改變攪拌套下壓深度、焊具旋轉(zhuǎn)速度及攪拌套運(yùn)動(dòng)速率來研究工藝參數(shù)對鏈狀孔洞的影響．圖8～圖10 中鏈狀孔洞所處位置與圖3(c)所處位置一致．

2.3.1 攪拌套下壓深度對鏈狀孔洞密集程度影響

圖8 為不同攪拌套下壓深度時(shí)的鏈狀孔洞，發(fā)現(xiàn)隨著下壓深度的增加，鏈狀孔洞的密集程度上升．這是由于攪拌頭攪拌的金屬材料體積增多，焊接時(shí)間增加，焊點(diǎn)內(nèi)產(chǎn)生熱量增加造成的．

2.3.2 焊具旋轉(zhuǎn)速度對鏈狀孔洞密集程度影響

圖9 為不同焊具旋轉(zhuǎn)速度下的鏈狀孔洞情況，可以看出隨著焊具旋轉(zhuǎn)速度的增加，鏈狀孔洞的密集程度上升．這是由于隨著焊具旋轉(zhuǎn)速度的增加，攪拌頭對塑性金屬的攪拌作用更加劇烈，塑性材料間摩擦所產(chǎn)生的熱量也更大．

2.3.3 攪拌套運(yùn)動(dòng)速率對鏈狀孔洞密集程度影響

不同攪拌套運(yùn)動(dòng)速率下的鏈狀孔洞如圖10 所示，觀察發(fā)現(xiàn)隨著攪拌套運(yùn)動(dòng)速率的升高，鏈狀孔洞的密集程度降低，這是由于攪拌套運(yùn)動(dòng)速率的升高使得焊接時(shí)間變短，焊接產(chǎn)生的熱量下降．

圖8 不同攪拌套下壓深度時(shí)的鏈狀孔洞Fig.8 Chain holes with different stirring sleeve depthes

圖9 不同焊具旋轉(zhuǎn)速度下的鏈狀孔洞Fig.9 Chain holes with different welding tool rotation speeds

圖10 不同攪拌套運(yùn)動(dòng)速率下的鏈狀孔洞Fig.10 Chain holes with different mixing sleeve movement rate

3 結(jié) 論

本文以7475 鋁合金回填式攪拌摩擦點(diǎn)焊為研究對象，結(jié)合實(shí)驗(yàn)研究了工藝參數(shù)對焊點(diǎn)SZ 區(qū)內(nèi)鏈狀孔洞密集程度的影響，并對鏈狀孔洞的產(chǎn)生原因進(jìn)行了分析和討論，主要結(jié)論如下．

(1) 7475 鋁合金回填式FSSW 焊點(diǎn)在較高熱輸入情況下SZ 區(qū)內(nèi)存在對稱分布且呈現(xiàn)鏈狀的孔洞，鏈狀的方向與焊接過程中塑性材料的流動(dòng)方向一致.

(2) 7475 鋁合金回填式FSSW 焊點(diǎn)SZ 區(qū)內(nèi)的鏈狀孔洞產(chǎn)生原因是由于在焊接過程中，母材中原本存在的IMC 被焊具打碎并隨著材料流動(dòng)方向匯聚在SZ 內(nèi)，當(dāng)SZ 內(nèi)溫度達(dá)到共晶溫度時(shí)IMC 與Al 發(fā)生了共晶反應(yīng)造成了熔化．

(3) 隨著攪拌套下壓深度增加，鏈狀孔洞密集程度上升；隨著攪拌套運(yùn)動(dòng)速率增加，鏈狀孔洞密集程度下降；隨著焊具旋轉(zhuǎn)速度的增加，鏈狀孔洞密集程度上升．