冷卻條件對(duì)5E83鋁合金攪拌摩擦焊接頭組織與性能的影響

李 昂， 高坤元， 文勝平， 黃 暉， 聶祚仁

(北京工業(yè)大學(xué) 材料與制造學(xué)院 新型功能材料教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 100124)

攪拌摩擦焊(Friction stir welded，F(xiàn)SW)是1991年出現(xiàn)的一種固態(tài)焊接技術(shù)[1]。由于接頭的最高溫度接近0.8Tm(Tm為熔化溫度,K)[2]，因此不會(huì)出現(xiàn)熔融或合金元素的蒸發(fā)、偏析等問(wèn)題。使用傳統(tǒng)的熔焊工藝接頭效率較低，F(xiàn)SW被證明是鋁合金焊接的優(yōu)選工藝[3-4]。近年來(lái)，有關(guān)學(xué)者通過(guò)水下攪拌摩擦焊的方式進(jìn)行焊接，并發(fā)現(xiàn)水冷條件下接頭的力學(xué)性能比空冷條件下更高。Liu等[5]研究了2219鋁合金在水下冷卻焊接，接頭硬度顯著提高。Singh等[6]發(fā)現(xiàn)，相對(duì)液氮或空氣，水冷條件提高了5052鋁合金焊接接頭的抗拉強(qiáng)度，并改變了斷口裂紋的擴(kuò)展路徑。通過(guò)Er和Zr對(duì)5083鋁合金進(jìn)行微合金化得到的5E83鋁合金，具有良好的可成形性、焊接性、耐腐蝕性和較高的力學(xué)性能，已被廣泛應(yīng)用在航空航天、汽車及船舶制造領(lǐng)域。本文選取冷軋態(tài)5E83鋁合金，通過(guò)測(cè)量接頭的硬度和抗拉強(qiáng)度來(lái)探究其力學(xué)性能，結(jié)合SEM、EBSD觀察接頭的顯微組織，研究不同冷卻條件及攪拌針轉(zhuǎn)速對(duì)焊接接頭組織性能的影響。

1 試驗(yàn)材料與方法

試驗(yàn)材料為某公司提供的5E83-H112鋁合金，經(jīng)55%變形得到200 mm×100 mm×3 mm冷軋板，化學(xué)成分如表1所示。采用FSW-TS-08型攪拌摩擦焊接設(shè)備，利用水循環(huán)裝置模擬水下攪拌摩擦焊。攪拌針為三斜面圓錐螺旋型，針長(zhǎng)3 mm，軸肩寬度為12 mm，針頂部寬度為6 mm，傾角為1°。攪拌針轉(zhuǎn)速分別為400、800、1200 r/min，焊速為100 mm/min。參照ASTM—E8/E8M—13a《金屬材料拉伸試驗(yàn)方法》制備拉伸試樣并通過(guò)WDW-50電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)測(cè)量力學(xué)性能。采用HXD-1000硬度儀測(cè)量橫截面硬度，載荷砝碼為100 g，時(shí)間為10 s。垂直于焊接方向制取金相試樣，經(jīng)打磨、拋光和Keller試劑腐蝕后，在DZ-Y600體式顯微鏡下觀測(cè)。采用電解拋光制取EBSD樣，拋光液為高氯酸∶乙醇=1∶9(體積比)，電壓為20 V。采用FEI HELIOS NANOLAB 600i型掃描電鏡及OXFORD Nordlys Max3型EBSD設(shè)備采集數(shù)據(jù)，工作電壓20 kV。

表1 5E83-H112合金的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 冷卻條件對(duì)焊接接頭形貌的影響

圖1為空冷與水冷下不同轉(zhuǎn)速焊接接頭的表面宏觀形貌，其中線圈標(biāo)記飛邊，AS為前進(jìn)側(cè)，RS為后退側(cè)?？梢?jiàn)，空冷條件下，隨轉(zhuǎn)速增加，后退側(cè)處飛邊增加；而水冷條件下，無(wú)論轉(zhuǎn)速增加與否，接頭后退側(cè)幾乎不出現(xiàn)飛邊。

圖1 空冷(a，c，e)和水冷(b，d，f)下不同轉(zhuǎn)速接頭的宏觀形貌

攪拌頭的針與軸肩部材料進(jìn)行摩擦和擠壓，產(chǎn)生大量熱輸入使得材料從前進(jìn)側(cè)至后退側(cè)循環(huán)流動(dòng)，后退側(cè)的富余材料向前進(jìn)側(cè)移動(dòng)填充，部分材料會(huì)從軸肩溢出形成飛邊?？绽湎碌娃D(zhuǎn)速時(shí)，材料受熱軟化程度較低，主要從前進(jìn)側(cè)流向后退側(cè)；高轉(zhuǎn)速時(shí)材料軟化程度高，后退側(cè)的材料也隨攪拌針旋轉(zhuǎn)擠壓帶至前進(jìn)側(cè)，富余材料形成飛邊。水冷條件下，熱輸入迅速減少，軸肩部位材料流動(dòng)變緩，富余材料不易溢出，所以不易出現(xiàn)飛邊。且攪拌針摩擦產(chǎn)生的熱量使得板材中下部充分流動(dòng)，形成良好的焊接接頭。

圖2為空冷與水冷條件下不同轉(zhuǎn)速焊接接頭橫截面的洋蔥環(huán)形貌，其中線圈內(nèi)是洋蔥環(huán)。洋蔥環(huán)是焊核區(qū)材料受攪拌頭的摩擦和擠壓形成的塑性金屬流。空冷下轉(zhuǎn)速400 r/min接頭的橫截面有一個(gè)洋蔥環(huán)?？绽湎罗D(zhuǎn)速800 r/min接頭橫截面出現(xiàn)兩個(gè)洋蔥環(huán)，底部金屬流動(dòng)痕跡與上部洋蔥環(huán)類似，定義為底部洋蔥環(huán)，前進(jìn)側(cè)和后退側(cè)熱機(jī)械影響區(qū)(熱機(jī)區(qū))有明顯的邊界，邊界之間的距離為底部洋蔥環(huán)直徑(如圖2(c)所示)?？绽湎罗D(zhuǎn)速1200 r/min接頭的橫截面出現(xiàn)兩個(gè)洋蔥環(huán)形貌，較空冷下800 r/min接頭的底部洋蔥環(huán)直徑增加。水冷下400 r/min接頭的橫截面無(wú)洋蔥環(huán)。水冷800 r/min接頭橫截面呈現(xiàn)洋蔥環(huán)。水冷1200 r/min接頭較空冷1200 r/min接頭橫截面洋蔥環(huán)的直徑減小。綜上，隨轉(zhuǎn)速增加，熱輸入增加，空冷接頭的洋蔥環(huán)面積增大，底部洋蔥環(huán)直徑逐漸增大；相同轉(zhuǎn)速時(shí)，水冷接頭的底部洋蔥環(huán)直徑減小，水冷減緩材料流動(dòng)，抑制洋蔥環(huán)的形成。

圖2 空冷(a，c，e)和水冷(b，d，f)下不同轉(zhuǎn)速接頭橫截面的洋蔥環(huán)形貌

2.2 冷卻條件對(duì)焊接接頭力學(xué)性能的影響

圖3是空冷與水冷條件下轉(zhuǎn)速為400、800、1200 r/min接頭橫截面硬度，其中兩條虛線之間的區(qū)域?qū)?yīng)空冷接頭前進(jìn)側(cè)與后退側(cè)熱機(jī)區(qū)的低硬度區(qū)，水冷同理?？绽湎?00 r/min接頭硬度曲線呈U型，最低硬度在焊核區(qū)前進(jìn)側(cè)，約100 HV0.1；空冷下800 r/min接頭最低硬度下降至95 HV0.1；空冷條件下轉(zhuǎn)速?gòu)?00 r/min增至1200 r/min，焊核區(qū)的最低硬度值恒定約95 HV0.1。

圖3 冷卻條件對(duì)不同轉(zhuǎn)速焊接接頭截面硬度的影響

轉(zhuǎn)速為400、800、1200 r/min時(shí)，水冷接頭的焊核區(qū)平均硬度較空冷接頭的平均硬度值分別提高約19%、11%、16%?？绽?00 r/min與空冷800 r/min接頭的硬度與中心呈非對(duì)稱，主要是前進(jìn)側(cè)受攪拌針旋轉(zhuǎn)摩擦，后退側(cè)受攪拌針摩擦和擠壓，導(dǎo)致后退側(cè)塑性流動(dòng)區(qū)域更寬，從而硬度分布不對(duì)稱；高轉(zhuǎn)速時(shí)，材料在前進(jìn)側(cè)和后退側(cè)均進(jìn)行充分流動(dòng)，硬度呈對(duì)稱分布。水冷降低后退側(cè)塑性流動(dòng)，顯著改善硬度非對(duì)稱性。空冷條件下，低硬度區(qū)寬度隨轉(zhuǎn)速增加而先增加后減小。相同轉(zhuǎn)速時(shí)，水冷接頭的低硬度區(qū)寬度迅速減小，當(dāng)轉(zhuǎn)速大于等于800 r/min時(shí)，減小明顯。綜上，水冷相比空冷接頭，最低硬度提高11%以上，減小低硬度區(qū)，改善接頭硬度的對(duì)稱性。

圖4是母材和空冷與水冷條件下轉(zhuǎn)速為400、800、1200 r/min接頭的伸長(zhǎng)率和抗拉強(qiáng)度以及對(duì)應(yīng)的接頭效率，其中接頭效率為試樣強(qiáng)度與母材強(qiáng)度的比值。母材的強(qiáng)度為483 MPa，伸長(zhǎng)率為9%，強(qiáng)度較高，塑性較差?？绽湎?00、800、1200 r/min接頭的抗拉強(qiáng)度分別為282、297、294 MPa，抗拉強(qiáng)度相近，工藝參數(shù)范圍較寬，可以保證焊接質(zhì)量?？绽錀l件下，1200 r/min較800 r/min接頭的抗拉強(qiáng)度稍微下降，吳鴻燕等[7]研究認(rèn)為，焊接熱輸入量過(guò)大時(shí)，焊核區(qū)的材料體積減小，在焊核區(qū)與熱影響區(qū)交界處形成弱連接，降低接頭抗拉強(qiáng)度。相同轉(zhuǎn)速下，水冷接頭抗拉強(qiáng)度增至319 MPa以上，其中水冷下800 r/min接頭達(dá)到最高抗拉強(qiáng)度，為348 MPa。空冷和水冷條件下接頭的伸長(zhǎng)率隨著轉(zhuǎn)速增加呈先增加后減小的趨勢(shì)，其中空冷800 r/min接頭的伸長(zhǎng)率最大，為17%。另外，水冷800 r/min接頭的效率與空冷800 r/min接頭相比，提高了約11%。

圖4 冷卻條件對(duì)不同轉(zhuǎn)速下接頭抗拉強(qiáng)度和伸長(zhǎng)率的影響

2.3 不同冷卻條件下焊接接頭微觀組織與性能的關(guān)系

結(jié)合水冷條件下接頭的低硬度區(qū)的縮小、硬度和抗拉強(qiáng)度的提高幅度，選取空冷與水冷800 r/min焊接接頭，分析不同冷卻條件下，焊接接頭微觀形貌對(duì)力學(xué)性能的影響。

圖5為空冷與水冷條件下800 r/min接頭的拉伸斷口形貌。觀察到空冷下800 r/min接頭斷口表面多為大韌窩且韌窩較深，對(duì)應(yīng)伸長(zhǎng)率較高，為17%，塑性較好。水冷條件下800 r/min的接頭斷口表面大韌窩數(shù)量減少，小韌窩數(shù)量增加，且韌窩深度變淺。綜上，水冷條件下800 r/min的接頭相比空冷條件下的塑性降低，伸長(zhǎng)率降至10%。

圖5 不同冷卻條件下800 r/min接頭的拉伸斷口微觀形貌

圖6是空冷與水冷條件下800 r/min接頭焊核區(qū)(-1.5、0、1.5 mm分別為中心靠左1.5 mm、中心、中心靠右1.5 mm位置)的晶粒取向與再結(jié)晶圖，圖7是其數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)圖。可以看出，空冷條件下800 r/min的接頭焊核區(qū)的平均晶粒尺寸較大，約3.5 μm，焊核區(qū)前進(jìn)側(cè)小于后退側(cè)的晶粒平均尺寸，整體晶粒尺寸近似一致，誤差約為±2.5 μm。在轉(zhuǎn)速為800 r/min水冷條件下，焊核區(qū)的平均晶粒尺寸約為2 μm，較空冷焊核區(qū)的晶粒尺寸減小約43%，且整體上晶粒尺寸相近，誤差約為±1 μm。這是因?yàn)樗錀l件下，再結(jié)晶晶粒的晶界遷移減緩，進(jìn)而抑制晶粒的長(zhǎng)大，焊接接頭組織均勻。

圖6 不同冷卻條件下800 r/min接頭焊核區(qū)的晶粒取向(a，b)與再結(jié)晶圖(c，d)

圖7 不同冷卻條件下800 r/min接頭焊核區(qū)晶粒尺寸與再結(jié)晶率統(tǒng)計(jì)

水冷條件下800 r/min的接頭焊核區(qū)的平均晶粒尺寸誤差約為±1 μm，焊核區(qū)為大小均勻的等軸晶，有利于提高接頭的抗拉強(qiáng)度與伸長(zhǎng)率。焊核區(qū)的硬度和抗拉強(qiáng)度主要受晶粒尺寸的影響，根據(jù)Hall-Petch關(guān)系[8]，當(dāng)平均晶粒尺寸大于100 nm時(shí)，晶粒細(xì)化能夠提高強(qiáng)度和硬度。經(jīng)擬合曲線計(jì)算得出，空冷焊核區(qū)硬度(HV)和晶粒尺寸(d)擬合曲線為HV=64+53.3d-1/2，水冷焊核區(qū)硬度與晶粒尺寸擬合曲線為HV=78+43.1d-1/2，其中53.3和43.1均低于鋁合金的K值(68 MPa·μm-1/2)[9]。由于水冷接頭的斜率K小于空冷接頭的，其斜率越低，晶粒越細(xì)化，硬度越高。與Attallah等[10]研究得出的Al5251攪拌摩擦焊接頭前進(jìn)側(cè)的晶粒尺寸相比后退側(cè)的晶粒尺寸較小，斜率K值較小的結(jié)論一致。

3 結(jié)論

1) 不同冷卻條件下，接頭的硬度曲線發(fā)生變化，空冷接頭的硬度曲線呈U型，水冷接頭的硬度曲線呈W型，水冷800 r/min接頭的低硬度區(qū)縮小。同時(shí)，隨轉(zhuǎn)速增加，空冷接頭的抗拉強(qiáng)度呈先增后減的趨勢(shì)。相比空冷條件，水冷焊接接頭的力學(xué)性能提高，接頭的最低硬度值提高11%以上，接頭效率提高11%。

2) 焊接轉(zhuǎn)速為800 r/min時(shí)，空冷接頭斷口的韌窩大而深，塑性較較好，水冷接頭斷口的韌窩縮小，深度變淺，塑性降低。

3) 空冷800 r/min接頭焊核區(qū)的平均晶粒尺寸約為3.5 μm，水冷800 r/min接頭焊核區(qū)的平均晶粒尺寸約為2 μm，水冷條件使晶粒發(fā)生細(xì)化，焊核區(qū)組織分布均勻，K值降低，有利于提高接頭的硬度和抗拉強(qiáng)度。