7075-T6合金超聲輔助攪拌摩擦焊接頭攪拌區(qū)組織與力學(xué)性能

張志強(qiáng)，何長(zhǎng)樹(shù)，趙 夙，趙 驤

(1.東北大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院, 遼寧 沈陽(yáng) 110819； 2.東北大學(xué) 材料各向異性與織構(gòu)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 遼寧 沈陽(yáng) 110819； 3.中國(guó)科學(xué)院 寧波材料技術(shù)與工程研究所, 浙江 寧波 315201)

7075鋁合金因其具有高強(qiáng)度和良好的延展性而被廣泛應(yīng)用于航空航天領(lǐng)域[1]，采用攪拌摩擦焊接(friction stir welding, FSW)可以有效避免焊接裂紋、氣孔等熔焊缺陷[2].對(duì)高強(qiáng)度和高硬度材料進(jìn)行FSW時(shí)，為了提供更大的熱輸入來(lái)軟化金屬，攪拌頭往往需要承受較大的下壓力和扭矩，這會(huì)嚴(yán)重影響攪拌頭和焊接設(shè)備的使用壽命.近年來(lái)，研究人員基于超聲振動(dòng)輔助金屬成形可以顯著降低材料的屈服應(yīng)力和流變應(yīng)力的原理，開(kāi)發(fā)了超聲輔助攪拌摩擦焊接(ultrasonic assisted friction stir welding, UAFSW)工藝.研究表明超聲振動(dòng)可顯著促進(jìn)金屬流動(dòng)，消除缺陷，提高接頭力學(xué)性能[3-5].研究人員在FSW過(guò)程中施加超聲振動(dòng)的方式主要分為兩大類，即將超聲振動(dòng)直接施加在工件上或施加在攪拌頭上[6-8].其中軸向超聲振動(dòng)輔助攪拌摩擦焊接方式是將攪拌頭和超聲的換能器變幅桿連為一體，攪拌頭在高速旋轉(zhuǎn)過(guò)程中，超聲換能器會(huì)驅(qū)動(dòng)攪拌頭同時(shí)作高頻的軸向振動(dòng)，使超聲能量能夠高效作用于焊縫金屬，顯著提高攪拌區(qū)(stirred zone, SZ)塑化金屬的流動(dòng)能力.

Tao等[9]在研究2198-T8鋁合金FSW接頭時(shí)發(fā)現(xiàn)，SZ的軸肩影響區(qū)與攪拌針影響區(qū)之間存在狹窄的過(guò)渡區(qū)，由于該區(qū)發(fā)生了不完全動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，呈纖維狀拉長(zhǎng)晶粒特征.他們發(fā)現(xiàn)過(guò)渡區(qū)的Taylor因子最小，并結(jié)合晶界上的鋰元素偏析解釋了接頭在過(guò)渡區(qū)位置優(yōu)先發(fā)生斷裂的根本原因，但對(duì)過(guò)渡區(qū)特征與SZ金屬流動(dòng)行為的關(guān)系沒(méi)有進(jìn)行分析.本研究組對(duì)7N01-T4鋁合金UAFSW的研究中也觀察到了類似的過(guò)渡區(qū)特征，并發(fā)現(xiàn)軸向超聲振動(dòng)有助于縮小該區(qū)的尺寸并改善該微區(qū)組織特征[10].毛育青[11]在研究20 mm厚鋁合金FSW焊縫金屬流動(dòng)行為時(shí)發(fā)現(xiàn)，當(dāng)SZ金屬流動(dòng)不充分時(shí)，軸肩影響區(qū)和攪拌針影響區(qū)結(jié)合不緊密，容易形成疏松缺陷.通過(guò)改變攪拌針形狀和增加輔助熱源可提高SZ金屬的流動(dòng)能力，減小甚至消除疏松缺陷.

綜上，SZ的金屬流動(dòng)行為及其對(duì)軸肩影響區(qū)與攪拌針影響區(qū)之間過(guò)渡區(qū)微觀組織特征的影響是值得關(guān)注的.在UAFSW過(guò)程中，超聲變幅桿會(huì)驅(qū)動(dòng)攪拌頭沿軸向作高頻運(yùn)動(dòng)，這對(duì)于促進(jìn)SZ金屬流動(dòng)(特別是沿板厚方向)、改善過(guò)渡區(qū)組織、消除疏松缺陷以及提高接頭力學(xué)性能是非常有利的.因此，本文以7075-T6鋁合金作為焊接材料，重點(diǎn)研究了軸向超聲振動(dòng)對(duì)SZ的微觀組織演變、金屬流動(dòng)行為和力學(xué)性能的影響，以期揭示UAFSW改善SZ組織和提高接頭力學(xué)性能的微觀機(jī)制.

1 實(shí)驗(yàn)材料和實(shí)驗(yàn)方法

實(shí)驗(yàn)材料為6 mm厚的7075-T6鋁合金軋制板材，接頭形式為對(duì)接接頭，焊接方向與板材的軋制方向相同.本實(shí)驗(yàn)在FSW過(guò)程中施加軸向超聲振動(dòng)，即攪拌頭與變幅桿連為一體，攪拌頭在旋轉(zhuǎn)過(guò)程中沿主軸方向作高頻運(yùn)動(dòng)，超聲能量直接導(dǎo)入焊縫中.超聲頻率為20 kHz，振幅為10 μm，超聲振動(dòng)裝置有恒振幅控制系統(tǒng)，在焊接過(guò)程中會(huì)調(diào)整設(shè)備的輸出功率以維持振幅不變.UAFSW實(shí)驗(yàn)裝置和攪拌頭幾何尺寸見(jiàn)圖1.采用相同的焊接參數(shù)進(jìn)行FSW和UAFSW焊接，焊接工藝參數(shù)如表1所示.試板焊接完成后，垂直于焊接方向截取接頭的橫截面金相樣品，經(jīng)研磨、拋光、腐蝕后，利用光學(xué)金相顯微鏡(OLYMPUS-GX71)對(duì)接頭進(jìn)行宏、微觀組織觀察.利用配備了EBSD附件的場(chǎng)發(fā)射掃描電鏡(JEM-7001F)和HKL Channel5軟件，對(duì)接頭SZ的再結(jié)晶程度和晶粒尺寸進(jìn)行檢測(cè)分析，在電解液硫酸與甲醇的體積比為1∶4，拋光電壓20 V，拋光時(shí)間20 s的條件下對(duì)EBSD樣品進(jìn)行電解拋光，步長(zhǎng)為0.4 μm.利用場(chǎng)發(fā)射透射電鏡(JEM-2100F)觀察接頭SZ的位錯(cuò)和析出相形貌，采用電解雙噴法減薄樣品，

圖1 UAFSW實(shí)驗(yàn)裝置和攪拌頭

雙噴液硝酸與甲醇體積比為1∶3.接頭焊后放置一段時(shí)間，采用維氏顯微硬度計(jì)(Wilson-Wolpert401MVD)對(duì)SZ的橫截面進(jìn)行硬度面分布測(cè)量，載荷100 g，加載時(shí)間10 s.沿焊接方向截取SZ的拉伸試樣，取樣示意圖和拉伸樣品尺寸如圖2所示，每個(gè)焊接參數(shù)在試板上截取3個(gè)平行試樣.采用砂紙打磨接頭的上表面，去除弧紋結(jié)構(gòu).在SANS微機(jī)控制電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行拉伸性能測(cè)試(拉伸速率5 mm/min)，利用SEM(JOEL-7001F)觀察拉伸斷口形貌.

表1 焊接工藝參數(shù)

圖2 攪拌區(qū)取樣示意圖和拉伸樣品尺寸

2 結(jié)果與討論

2.1 焊接接頭宏微觀組織特征分析

圖3為FSW和UAFSW接頭SZ橫截面的宏微觀照片.觀察并未發(fā)現(xiàn)FSW和UAFSW接頭的SZ中有隧道孔缺陷，接頭成形良好.對(duì)比觀察發(fā)現(xiàn)，相同參數(shù)下UAFSW接頭的SZ寬度要略大于FSW接頭，這主要是由于超聲振動(dòng)促進(jìn)了SZ金屬的流動(dòng)，從而導(dǎo)致SZ金屬的塑化變形程度變大.但對(duì)參數(shù)為1 500 r/min-110 mm/min(1 500-110)的FSW接頭SZ的過(guò)渡區(qū)位置觀察發(fā)現(xiàn)，該位置存在明顯的疏松孔洞缺陷(圖3g)，而UAFSW接頭過(guò)渡區(qū)并未發(fā)現(xiàn)類似的缺陷，微觀組織為細(xì)小的等軸晶粒(圖3h).關(guān)于FSW接頭SZ的缺陷，一般認(rèn)為是由于焊接熱輸入低導(dǎo)致SZ金屬流動(dòng)不充分而形成的.FSW的主要產(chǎn)熱來(lái)源于軸肩，軸肩產(chǎn)熱量可以采用Q=4/3×π2μωPR3進(jìn)行計(jì)算[12]，其中P為下壓力，ω為攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度，μ為摩擦系數(shù)，R為軸肩的直徑.熱輸入可以用q=Q/v，v為焊接速度，將4/3×π2,P,μ和R3的乘積近似看作常數(shù)α，那么q=α×ω/v.通過(guò)計(jì)算發(fā)現(xiàn)1500-110并不是熱輸入最低的焊接參數(shù)，說(shuō)明焊接熱輸入不是影響SZ金屬流動(dòng)行為的唯一因素，需要進(jìn)一步分析SZ的金屬流動(dòng)行為.

FSW和UAFSW接頭SZ金屬沿板厚方向流動(dòng)物理模型如圖4所示，攪拌頭的軸肩和攪拌針上的螺紋驅(qū)動(dòng)SZ金屬?gòu)纳舷蛳铝鲃?dòng)，并在螺紋端部脫離攪拌針.由于底部襯板(F)和周?chē)浣饘?F0)對(duì)攪拌針影響區(qū)金屬的遷移具有阻礙作用，使得攪拌針影響區(qū)金屬向上遷移.攪拌頭的軸肩擠壓軸肩影響區(qū)金屬向下流動(dòng)，當(dāng)該部分金屬與向上遷移的攪拌針影響區(qū)金屬匯合時(shí)，就形成了SZ.當(dāng)攪拌頭轉(zhuǎn)速較高時(shí)(1 500 r/min)，攪拌針對(duì)其周?chē)饘俚募羟凶饔酶螅瑪嚢栳樳吘壍乃芑饘贉囟壬?，黏性降?當(dāng)攪拌針影響區(qū)的金屬遷移至接頭底部時(shí)，在SZ底部發(fā)生堆積而不易向上流動(dòng)(如圖3c的白色箭頭所示)，導(dǎo)致在軸肩影響區(qū)與攪拌針影響區(qū)之間的過(guò)渡區(qū)位置形成疏松缺陷.在UAFSW過(guò)程中，除了超聲的聲軟化和應(yīng)力疊加效應(yīng)可以顯著降低SZ金屬的屈服應(yīng)力和流變應(yīng)力外，沿軸向振動(dòng)的攪拌針與周?chē)饘俪省皵D壓-分離-擠壓”的交替接觸狀態(tài)，這也有效避免了攪拌針周?chē)饘龠^(guò)熱而導(dǎo)致黏性降低.超聲振動(dòng)驅(qū)使攪拌針對(duì)其端部金屬施加額外的高頻鍛壓作用，使SZ底部金屬獲得較高的向上遷移速度，而高頻振動(dòng)的軸肩也會(huì)鍛壓軸肩影響區(qū)的金屬，促使其加速向下運(yùn)動(dòng)，利于軸肩影響區(qū)金屬與攪拌針影響區(qū)金屬的匯聚，有效消除過(guò)渡區(qū)位置的疏松缺陷.

圖3 不同參數(shù)下獲得的焊縫橫截面形貌

圖4 攪拌區(qū)金屬沿板厚方向流動(dòng)物理模型

圖5為焊接參數(shù)為1 000-110的FSW和UAFSW接頭SZ中心位置的微觀組織特征.對(duì)比發(fā)現(xiàn)，F(xiàn)SW接頭SZ的平均晶粒尺寸為3.3 μm，略大于UAFSW接頭SZ的平均晶粒尺寸(3 μm).FSW和UAFSW接頭SZ的晶粒類型比例如圖5c所示.SZ在較高的溫度下經(jīng)歷劇烈的塑性變形，形成大量再結(jié)晶晶粒，所以兩接頭SZ再結(jié)晶晶粒的比例均較高.實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明UAFSW接頭SZ亞晶粒和變形晶粒的比例略高于FSW接頭.在FSW過(guò)程中，SZ金屬的塑化程度很高，高溫下的劇烈形變導(dǎo)致SZ產(chǎn)生大量位錯(cuò)，部分晶粒內(nèi)部生成大量亞結(jié)構(gòu)，在熱循環(huán)作用下亞晶界持續(xù)吸收位錯(cuò)，晶界的取向差發(fā)生改變，最終形成細(xì)小的等軸晶.而超聲振動(dòng)會(huì)提高SZ金屬的流動(dòng)能力，促進(jìn)位錯(cuò)滑移，形成更多的亞結(jié)構(gòu)[10].除此之外，超聲振動(dòng)會(huì)增加SZ的局部應(yīng)變，在局部應(yīng)變較高的位置將會(huì)成為再結(jié)晶晶粒的形核質(zhì)點(diǎn)，所以施加超聲振動(dòng)細(xì)化了SZ的晶粒尺寸.圖6為利用TEM觀察到的FSW和UAFSW接頭SZ的位錯(cuò)和析出相形貌.SZ經(jīng)歷短時(shí)高溫后，大量析出相會(huì)發(fā)生溶解，但是仍有部分析出相和彌散相殘留于基體中.對(duì)比FSW(圖6a)，UAFSW的SZ晶粒內(nèi)部顯示了較多位錯(cuò)和位錯(cuò)墻的形貌特征(圖6b和圖6c)，這與Hu等[13]的研究結(jié)果是一致的.FSW和UAFSW接頭SZ的析出相主要以GP區(qū)和細(xì)小的η′為主(圖6d和圖6e)，兩者GP區(qū)和η′的數(shù)量和尺寸相差不大，這主要是由于超聲振動(dòng)帶來(lái)的熱作用很小，并未對(duì)SZ析出相的溶解和析出行為產(chǎn)生顯著的影響.

2.2 接頭攪拌區(qū)顯微硬度測(cè)試

焊后自然時(shí)效一段時(shí)間后，對(duì)FSW和UAFSW接頭SZ的橫截面進(jìn)行顯微硬度測(cè)試，結(jié)果如圖7所示.通過(guò)對(duì)比發(fā)現(xiàn)1000-110參數(shù)下獲得的接頭SZ的顯微硬度最高，而1000-70參數(shù)下獲得的接頭SZ顯微硬度較低.這主要是由于高焊接熱輸入會(huì)導(dǎo)致SZ再結(jié)晶晶粒長(zhǎng)大，此外7075母材中的析出相的溶解和粗化程度相對(duì)較高，使得SZ的硬度降低.在相同焊接參數(shù)條件下，UAFSW接頭SZ的顯微硬度要略高于FSW接頭，主要由于超聲振動(dòng)細(xì)化了SZ的再結(jié)晶晶粒尺寸，細(xì)晶強(qiáng)化作用增強(qiáng).除此之外，可能也與晶內(nèi)亞結(jié)構(gòu)有關(guān)，雖然超聲振動(dòng)對(duì)焊接熱輸入的影響較小，但超聲振動(dòng)導(dǎo)致SZ內(nèi)形成大量位錯(cuò)和位錯(cuò)墻，位錯(cuò)強(qiáng)化作用增大，可能也是UAFSW接頭SZ的顯微硬度略高于FSW接頭的另一個(gè)原因.

圖5 FSW和UAFSW接頭攪拌區(qū)微觀組織特征

圖6 FSW和UAFSW接頭攪拌區(qū)的位錯(cuò)和析出相形貌

圖7 FSW和UAFSW接頭攪拌區(qū)橫截面硬度面分布

2.3 接頭攪拌區(qū)的拉伸性能測(cè)試

不同焊接參數(shù)下FSW和UAFSW接頭SZ的拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖8所示.通過(guò)對(duì)比發(fā)現(xiàn)，超聲振動(dòng)能夠提高接頭SZ的力學(xué)性能，力學(xué)性能提高主要?dú)w因于超聲振動(dòng)導(dǎo)致SZ的細(xì)晶強(qiáng)化和位錯(cuò)強(qiáng)化效應(yīng)增強(qiáng).表2為FSW和UAFSW接頭SZ的拉伸力學(xué)性能，U(1000-110)接頭SZ的力學(xué)性能最為優(yōu)異，這與該接頭SZ的顯微硬度最高吻合，平均抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度和延伸率分別達(dá)到了515 MPa，284 MPa和17.3%，而F(1500-110)接頭SZ的力學(xué)性能最差，這可能與過(guò)渡區(qū)的疏松缺陷有關(guān).對(duì)F(1500-110)和U(1000-110)接頭SZ的拉伸斷口進(jìn)行觀察，如圖9所示.F(1500-110)斷口較為平坦，且斷口上部有一明顯條帶(圖9a)，該位置是SZ的過(guò)渡區(qū)，過(guò)渡區(qū)存在孔洞，韌窩特征不明顯，說(shuō)明該位置的金屬混合程度較差，疏松缺陷導(dǎo)致SZ的力學(xué)性能?chē)?yán)重惡化.F(1500-110)斷口的中部有大量韌窩，韌窩中有尺寸為10 μm左右的第二相粒子，未觀察到孔洞缺陷特征.在U(1000-110)的斷口并未觀察到疏松缺陷的條帶，斷口的中部和上部位置的形貌特征差別不大，均觀察到大量均勻的韌窩，呈現(xiàn)典型的韌性斷裂特征.這是由于超聲振動(dòng)促進(jìn)SZ塑化金屬在板厚方向的流動(dòng)，塑化金屬混合更充分，細(xì)化的組織和更多的亞結(jié)構(gòu)導(dǎo)致其具有更好的力學(xué)性能.

圖8 FSW和UAFSW接頭攪拌區(qū)室溫拉伸曲線

表2 接頭攪拌區(qū)的拉伸力學(xué)性能

圖9 FSW和UAFSW接頭拉伸斷口形貌

3 結(jié) 論

1) 采用高轉(zhuǎn)速對(duì)7075-T6鋁合金進(jìn)行攪拌摩擦焊接時(shí)，容易在攪拌區(qū)的過(guò)渡區(qū)位置形成疏松缺陷；施加軸向超聲振動(dòng)可有效提高攪拌區(qū)金屬沿板厚方向的遷移能力，促進(jìn)軸肩影響區(qū)金屬與攪拌針影響區(qū)金屬的匯聚，消除過(guò)渡區(qū)的疏松缺陷.

2) 施加軸向超聲振動(dòng)促進(jìn)攪拌區(qū)形成更多的亞晶和變形晶粒，細(xì)化晶粒.UAFSW接頭攪拌區(qū)的顯微硬度要略高于FSW接頭，主要與細(xì)晶強(qiáng)化和位錯(cuò)強(qiáng)化作用增強(qiáng)有關(guān).

3) 施加軸向超聲振動(dòng)可提高接頭攪拌區(qū)的力學(xué)性能，抗拉強(qiáng)度提高10 MPa左右.焊接參數(shù)為1000-110的UAFSW接頭攪拌區(qū)的力學(xué)性能最為優(yōu)異，抗拉強(qiáng)度和延伸率分別達(dá)到了515 MPa 和17.3%.而焊接參數(shù)為1500-110的FSW接頭攪拌區(qū)的力學(xué)性能最差，這主要?dú)w因于過(guò)渡區(qū)的疏松缺陷，嚴(yán)重惡化其力學(xué)性能.