超聲對(duì)鋁/鎂異質(zhì)合金攪拌摩擦焊接成形的影響

王 濤，武傳松

(山東大學(xué) 材料液固結(jié)構(gòu)演變與加工教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，濟(jì)南250061)

鋁合金和鎂合金是重要的輕質(zhì)材料，鋁/鎂異質(zhì)合金的復(fù)合構(gòu)件既能兼顧二者的性能優(yōu)勢(shì)，又能進(jìn)一步實(shí)現(xiàn)輕量化[1-2]，在汽車、航空航天、高速列車等行業(yè)具有廣闊的應(yīng)用前景。由于兩者晶體結(jié)構(gòu)不同、物理-化學(xué)性能差異較大，采用熔焊方法連接鋁/鎂合金時(shí)存在氧化、合金元素?zé)龘p、脆性金屬間化合物生成量大等諸多問題[3-5]。攪拌摩擦焊(friction stir welding,FSW)作為一種固相連接方法，以其高應(yīng)變率、大變形量以及低熱輸入等特點(diǎn)，在鋁/鎂異質(zhì)合金焊接中表現(xiàn)出明顯的優(yōu)勢(shì)[6]。

金屬間化合物(intermetallic compounds,IMCs)是影響鋁/鎂異質(zhì)合金接頭質(zhì)量的重要因素。研究者通過能譜儀[7-8]、電子探針[9-10]、透射電鏡[11]等測(cè)試手段對(duì)鋁/鎂金屬間化合物進(jìn)行了表征和分析，普遍認(rèn)為接頭內(nèi)部主要產(chǎn)生了Al3Mg2和Al12Mg17兩種IMCs。對(duì)于鋁/鎂FSW接頭內(nèi)IMCs的生成機(jī)理，目前研究者尚未得出一致結(jié)論。Sato等[12]在接頭中觀察到了共晶組織，認(rèn)為焊接過程中局部區(qū)域的成分液化是IMCs生成的主要原因；而Yamamoto等[13]發(fā)現(xiàn)FSW過程中IMCs的厚度會(huì)隨著擴(kuò)散時(shí)間的延長(zhǎng)而增加，由此認(rèn)為IMCs的生成主要受擴(kuò)散機(jī)制的影響。

常規(guī)FSW在焊接鋁/鎂異質(zhì)合金時(shí)，工藝窗口窄，IMCs生成量大，接頭性能差。研究者曾嘗試采用水下FSW以及紅外熱源、激光輔助FSW方法來焊接鋁/鎂異質(zhì)合金，在消除焊接缺陷和提高接頭性能等方面取得了一定的效果[14-17]。但是，這些工藝方法存在設(shè)備要求高、操作復(fù)雜性增加、應(yīng)用不方便等問題。而超聲振動(dòng)作為一種機(jī)械能，在金屬材料加工中得到廣泛應(yīng)用。近年來，研究者利用超聲工具頭、滾輪等相繼將超聲振動(dòng)施加在工件上，取得了較好的工藝效果[18-22]。本課題組前期研發(fā)了超聲振動(dòng)強(qiáng)化攪拌摩擦焊接(ultrasonic vibration enhanced friction stir welding,UVeFSW)新工藝，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明超聲振動(dòng)具有促進(jìn)材料流動(dòng)，減薄金屬間化合物等作用[23]。但是，對(duì)于超聲振動(dòng)的作用機(jī)制，仍需深入研究。本工作利用UVeFSW新工藝開展4 mm板厚鋁/鎂異質(zhì)合金的相關(guān)工藝實(shí)驗(yàn)，探究超聲振動(dòng)改善鋁/鎂異質(zhì)合金接頭組織與性能的作用機(jī)理。

1 實(shí)驗(yàn)材料與方法

1.1 實(shí)驗(yàn)材料

選用6061-T6鋁合金和AZ31B-H24鎂合金為焊接母材，具體成分及力學(xué)性能分別如表1和表2所示。鋁、鎂合金板材規(guī)格均為200 mm(長(zhǎng))×60 mm(寬)×4 mm(厚)。

表1 母材的名義化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)

表2 母材的力學(xué)性能

1.2 實(shí)驗(yàn)設(shè)備及實(shí)驗(yàn)過程

本課題組自主研發(fā)的UVeFSW系統(tǒng)如圖1所示[7]。焊接過程中，超聲振動(dòng)通過鈦合金超聲工具頭傳遞至焊接工件，超聲工具頭與攪拌頭軸線的距離為20 mm。超聲振動(dòng)頻率為20 kHz，輸出功率為100 W。使用的攪拌頭為H13工具鋼材質(zhì)，軸肩(內(nèi)凹2°)直徑15 mm，錐形帶右旋螺紋攪拌針，針長(zhǎng)3.8 mm，攪拌針根部和端部直徑分別為5.4 mm和3.8 mm。

圖1 超聲強(qiáng)化攪拌摩擦焊過程示意圖[7]

將鎂合金放置于前進(jìn)側(cè)，鋁合金放置于后退側(cè)，攪拌頭向鎂合金偏移0.5 mm。同時(shí)，主軸傾角為2.5°，攪拌頭下壓量為0.15 mm。實(shí)驗(yàn)中采用的其他工藝參數(shù)為：轉(zhuǎn)速為600～800 r/min，焊接速度為20～60 mm/min。為保證焊接工藝條件的一致性，在同一對(duì)母材上先后進(jìn)行同組參數(shù)情況下的FSW和UVeFSW焊接實(shí)驗(yàn)，兩者差別僅在于是否施加超聲振動(dòng)。

2 結(jié)果與分析

2.1 超聲振動(dòng)對(duì)材料流動(dòng)的影響

在轉(zhuǎn)速700 r/min、焊接速度30 mm/min時(shí)，對(duì)比分析FSW和UVeFSW焊縫橫截面以及水平截面上的材料流動(dòng)情況。

2.1.1 焊縫橫截面材料流動(dòng)情況

圖2和圖3分別為FSW和UVeFSW焊縫宏觀金相照片上顯示的材料流動(dòng)情況。由圖2(a)和圖3(a)可知，從焊縫橫斷面來看，接頭內(nèi)部材料的宏觀流動(dòng)趨勢(shì)，主要是接頭上部的鋁合金向前進(jìn)側(cè)(鎂側(cè))遷移。由于整個(gè)焊核區(qū)的尺寸是一定的，這種鋁合金向前進(jìn)側(cè)的遷移會(huì)迫使接頭底部的鎂合金向后退側(cè)流動(dòng)。為了協(xié)調(diào)這種上部和底部的材料流動(dòng)，前進(jìn)側(cè)熱影響區(qū)(heat affected zone,HAZ)與熱力影響區(qū)(thermo-mechanically affected zone,TMAZ)界面附近的材料會(huì)有一定程度的向下遷移行為；當(dāng)這股向下流動(dòng)的材料與底部材料相遇時(shí)，又會(huì)產(chǎn)生一定的回流趨勢(shì)。此外，施加超聲振動(dòng)后，前進(jìn)側(cè)HAZ-TMAZ界線上、下兩部分的夾角由原來的124°增加到145°，焊縫上、下兩部分的過渡更圓滑，使得焊縫垂直方向的材料遷移和熱量傳遞更加順暢，有利于材料的流動(dòng)和混合。這對(duì)于焊縫底部的成形具有重要影響。

圖2 FSW焊縫局部區(qū)域材料的宏觀流動(dòng)情況

圖3 UVeFSW焊縫局部區(qū)域材料的宏觀流動(dòng)情況

圖2(b)和圖3(b)分別為圖2與圖3中F1和U1區(qū)域的材料遷移情況。FSW焊縫上部材料流線較粗大，鋁、鎂合金相互穿插程度有限。而UVeFSW焊縫中該處的鋁、鎂合金流線變得更細(xì)小而均勻，并且相互深入穿插，增加了二者的接觸面積。這一方面增強(qiáng)了界面的機(jī)械鎖合，另一方面也有利于焊縫兩側(cè)的熱量傳遞和交換，從而提高了界面的冶金結(jié)合。

圖2(c)和圖3(c)分別為圖2與圖3中F2和U2區(qū)域的材料遷移情況。此處的材料表現(xiàn)出明顯的垂直方向遷移特征；鎂合金側(cè)軸肩影響區(qū)的材料在來自后退側(cè)鋁合金的擠壓下，沿著HAZ-TMAZ界線向下流動(dòng)，并在焊縫中下部與底部的材料相遇后，產(chǎn)生一定程度的回流，最終形成了一個(gè)鉤狀結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)大致平行于HAZ-HMAZ界線。FSW焊縫中的鉤狀結(jié)構(gòu)底端距離焊縫表面2.41 mm，而在UVeFSW焊縫中該距離增加至3.09 mm。這表明超聲振動(dòng)能夠促進(jìn)焊縫內(nèi)部垂直方向上的材料流動(dòng)。當(dāng)熱輸入較低、母材未充分塑化，或者焊核區(qū)材料無法完全填充攪拌頭前進(jìn)留下的空腔時(shí)，該股材料對(duì)于促進(jìn)垂直方向上的材料傳輸和熱量傳遞，防止焊接缺陷的產(chǎn)生具有重要作用。

2.1.2 焊縫水平面材料流動(dòng)情況

為了全面了解材料的宏觀流動(dòng)情況，對(duì)焊縫不同水平截面上的材料流動(dòng)情況進(jìn)行了觀測(cè)，如圖4所示?？梢钥闯?，在板厚方向上，距離焊縫上表面1,2，3 mm取3個(gè)水平截面，分別定義為HP-1,HP-2,HP-3；在每個(gè)水平截面上，選取匙孔附近略大于焊縫范圍的區(qū)域制作金相試樣。

圖4 取樣位置示意圖 (a)水平面位置；(b)取樣位置

圖5為HP-1水平截面上材料的宏觀流動(dòng)情況。在FSW焊縫中，鎂合金條帶較短，且整體呈現(xiàn)“后拖”的形態(tài)，圓弧狀特征不明顯。這表明焊接過程中鎂合金塑韌性較差，隨攪拌頭流動(dòng)趨勢(shì)不強(qiáng)；前進(jìn)側(cè)的焊縫半寬(HAZ-TMAZ界線到焊縫中心的距離)為2.8 mm，略大于該處攪拌針的半徑(約2.5 mm)。在UVeFSW焊縫中，鎂合金條帶明顯變細(xì)、變長(zhǎng)，其中有若干條帶甚至越過對(duì)接面延伸到了后退側(cè)。同時(shí)，鎂合金條帶具有明顯的圓弧特征。這主要是因?yàn)槌暤能浕饔迷鰪?qiáng)了材料的塑性變形能力，使鎂合金能夠更容易在攪拌頭的作用下發(fā)生塑性變形，前進(jìn)側(cè)的焊縫半寬也增加至3.6 mm。

圖5 HP-1水平面材料宏觀流動(dòng) (a)FSW；(b)UVeFSW

此外，相比于原始對(duì)接面，F(xiàn)SW和UVeFSW焊縫中的鋁/鎂界面均向前進(jìn)側(cè)發(fā)生移動(dòng)。這表明在該水平截面上前進(jìn)側(cè)鎂合金減少，后退側(cè)鋁合金增多。由于材料的總量是固定不變的，因此可以斷定，該區(qū)域必定發(fā)生了垂直方向上的材料遷移。尤其是對(duì)于FSW焊縫，鋁/鎂界面向前進(jìn)側(cè)移動(dòng)的距離較大，因此材料向下運(yùn)動(dòng)的趨勢(shì)也更大。但是由圖2(c)和圖3(c)可知，F(xiàn)SW該區(qū)域向下流動(dòng)的距離反而小于UVeFSW。這表明在FSW過程中，材料在垂直方向上的遷移是在上部來自后退側(cè)材料的擠壓下被迫發(fā)生的。同時(shí)，由于焊縫上、下兩部分124°的夾角使其向下流動(dòng)不順暢，因此必然會(huì)在某處發(fā)生塞積、形成紊流，使焊接過程在某處發(fā)生波動(dòng)。而在UVeFSW焊縫中，雖然原始界面向前進(jìn)側(cè)移動(dòng)較小，焊縫上部對(duì)材料的向下擠壓作用也較小，但由于母材塑性的改善，該股材料更像是主動(dòng)向下填充，因此向下運(yùn)動(dòng)的距離會(huì)更大。

圖6顯示了HP-2水平截面上材料的宏觀流動(dòng)情況。FSW焊縫中的鎂合金條帶呈粗羽毛狀，并且長(zhǎng)短和粗細(xì)都不均勻。同時(shí)，在焊縫中部存在一段鎂合金條帶缺失的部位，這與前文中提到的材料塞積現(xiàn)象所導(dǎo)致的焊接過程波動(dòng)密切相關(guān)。而UVeFSW焊縫中的材料條帶細(xì)小而均勻，混合情況也較好。正如前文所述，由于材料的傳輸較為順暢，因此未發(fā)現(xiàn)材料波動(dòng)異常現(xiàn)象。

圖6 HP-2水平面材料宏觀流動(dòng) (a)FSW；(b)UVeFSW

圖7為HP-3水平截面上材料的宏觀流動(dòng)情況。該平面距離焊縫上表面3 mm，幾乎不受軸肩的影響，產(chǎn)熱相對(duì)較低，材料塑性變形能力較差。FSW焊縫中，由于材料的流動(dòng)性較差，在匙孔附近的前進(jìn)側(cè)產(chǎn)生了焊接缺陷。這也與焊縫橫斷面中缺陷易出現(xiàn)的位置一致，均在前進(jìn)側(cè)底部HAZ-TMAZ界線附近。而UVeFSW焊縫中，該水平截面顯然由兩部分材料構(gòu)成。結(jié)合前文可知，該平面大致位于圖3(c)中鉤狀結(jié)構(gòu)的底部，因此靠近后退側(cè)的區(qū)域?yàn)樗搅鲃?dòng)區(qū)域，而靠近前進(jìn)側(cè)的區(qū)域?yàn)榇怪绷鲃?dòng)區(qū)域。此處垂直流動(dòng)區(qū)域的材料主要來自焊縫上方材料的向下遷移，該股材料能夠及時(shí)填補(bǔ)到由于水平材料流動(dòng)不足而產(chǎn)生的缺陷中，從而避免了焊接缺陷的形成。

圖7 HP-3水平面材料宏觀流動(dòng) (a)FSW；(b)UVeFSW

2.2 超聲振動(dòng)對(duì)焊接缺陷的影響

2.2.1 宏觀缺陷

圖8為焊縫橫斷面金相圖像?？梢钥闯?，當(dāng)焊速較高而轉(zhuǎn)速較低時(shí)， FSW過程中由于熱輸入不足，母材塑性變形程度有限，同時(shí)上部的材料向下遷移距離有限，無法及時(shí)填補(bǔ)材料遷移留下的孔洞，最終在焊縫底部形成了缺陷。而UVeFSW焊縫上部鋁合金越過焊縫中心，向前進(jìn)側(cè)遷移了一定距離，擠壓頂部的鎂合金向下流動(dòng)。同時(shí)由前文可知，HAZ-TMAZ界線附近的材料本身就具有向下流動(dòng)的趨勢(shì)，最終使得前進(jìn)側(cè)的材料能夠向下遷移，及時(shí)填補(bǔ)焊縫底部的孔洞，最終消除了焊縫底部的缺陷。

圖8 焊縫橫斷面宏觀金相圖像(ω=600 r/min，v=40 mm/min) (a)FSW；(b)UVeFSW

高轉(zhuǎn)速(ω=900 r/min,v=50 mm/min)時(shí)，焊縫橫斷面金相圖像如圖9所示。FSW過程中，由于熱輸入過高，攪拌頭黏著增粗，將焊縫內(nèi)的材料擠出，發(fā)生嚴(yán)重的材料外溢現(xiàn)象，使得焊縫內(nèi)部材料不足，在焊縫底部形成了隧道型缺陷。同時(shí)，焊縫上部也出現(xiàn)了大塊鎂合金，材料的混合較差。而在UVeFSW過程中，材料外溢現(xiàn)象減輕，整個(gè)焊縫內(nèi)部的材料流動(dòng)和混合得到優(yōu)化，焊縫底部的隧道型缺陷減小為呈流線狀的溝槽缺陷。

圖9 焊縫橫斷面宏觀金相圖像(ω=900 r/min，v=50 mm/min) (a)FSW；(b)UVeFSW

2.2.2 微觀缺陷

圖10為ω=700 r/min,v=40 mm/min條件下，焊核區(qū)內(nèi)部微觀區(qū)域的結(jié)合情況。該區(qū)域大致位于焊縫前進(jìn)側(cè)的中下部位置，也是在焊接過程中較容易出現(xiàn)焊接缺陷的位置。在FSW焊縫中，該區(qū)域雖然在光學(xué)顯微鏡下未發(fā)現(xiàn)明顯的宏觀缺陷。但是，在掃描電鏡下發(fā)現(xiàn)，該處存在被攪拌頭帶來的大塊鋁合金，鋁、鎂合金的結(jié)合界面存在若干個(gè)呈蜂窩狀的微孔洞，其尺寸均在10 μm以下。這種微小缺陷在常規(guī)檢測(cè)中很難發(fā)現(xiàn)，但在接頭后續(xù)承載過程中極易成為破壞源，對(duì)接頭性能產(chǎn)生不利影響。而在UVeFSW焊縫中，該區(qū)域雖然仍存在大塊的鋁合金，但是在各個(gè)方向上與鎂合金的接觸界面結(jié)合緊密，未發(fā)現(xiàn)微觀缺陷。由此可見，超聲振動(dòng)能夠促進(jìn)材料流動(dòng)、混合及熱量傳遞，從而減小甚至消除接頭內(nèi)部的焊接缺陷。

圖10 焊核區(qū)微觀區(qū)域結(jié)合情況(ω=700 r/min,v=40 mm/min) (a)FSW；(b)UVeFSW

2.3 超聲振動(dòng)對(duì)鋁/鎂界面金屬間化合物的影響

利用SEM對(duì)高熱輸入(ω=800 r/min,v=20 mm/min)和低熱輸入(ω=700 r/min,v=40 mm/min)兩組典型工藝參數(shù)條件下界面處的IMCs進(jìn)行表征。對(duì)于每個(gè)試樣，分別在焊核區(qū)鋁/鎂界面處選取T(top),M(middle),B(bottom)3個(gè)典型區(qū)域進(jìn)行觀察，如圖11和圖12所示。T,M,B區(qū)域分別距離上表面1,2,3 mm。需要說明的是，由于焊核區(qū)鋁/鎂界面蜿蜒曲折，因此相同視野角度下，界面處的金屬間化合物仍呈現(xiàn)出不同的取向。

圖11 高熱輸入時(shí)界面IMCs位置選取 (a)FSW;(b)UVeFSW

圖12 低熱輸入時(shí)界面IMCs位置選取 (a)FSW;(b)UVeFSW

高熱輸入時(shí)，F(xiàn)SW和UVeFSW焊縫界面不同位置處的SEM圖像如圖13所示。對(duì)于同一焊縫，IMCs厚度從上到下逐漸減小，對(duì)應(yīng)焊接過程中產(chǎn)熱和溫度沿板厚的變化情況。施加超聲振動(dòng)后，不同位置處的IMCs厚度均有所減小，減小幅度分別為26.5%,32.3%,53.3%。

圖13 焊縫Al/Mg界面T(1),M(2),B(3)區(qū)域的SEM圖像(ω=800 r/min,v=20 mm/min) (a)FSW;(b)UVeFSW

通常情況下，焊接產(chǎn)熱和溫度從焊縫上部到底部遞減，IMCs的厚度也會(huì)逐漸減小。但是，在高熱輸入條件下，F(xiàn)SW焊縫界面上IMCs的厚度從上部到底部變化很小，分別為4.9,3.1 μm和3.0 μm。特別是，底部的IMCs相對(duì)于中部，其厚度幾乎未發(fā)生變化。由圖2可以看出，F(xiàn)SW焊核區(qū)中部及底部形成了兩個(gè)洋蔥環(huán)結(jié)構(gòu)，且洋蔥環(huán)附近的鋁/鎂界面較為光滑，鋁、鎂合金的接觸面積也較小，不利于兩側(cè)的熱量傳遞和交換。而此時(shí)焊接熱輸入又較高，當(dāng)熱量傳遞至焊縫中部及下部時(shí)，會(huì)在呈渦流狀的洋蔥環(huán)結(jié)構(gòu)內(nèi)聚集，為焊縫底部IMCs的生成、增厚提供了熱力學(xué)條件。因此，焊縫底部的IMCs厚度相比于中部幾乎未發(fā)生變化。施加超聲振動(dòng)后，對(duì)洋蔥環(huán)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生了一定的抑制作用，弱化了其渦流狀特征，增加了界面處的鋁、鎂合金接觸面積，使熱量的傳輸和交換更加順暢。因此，IMCs的厚度會(huì)相應(yīng)地減小。UVeFSW焊縫界面處，IMCs厚度從上到下分別為3.6,2.1 μm和1.4 μm。

圖14顯示了低熱輸入時(shí)，F(xiàn)SW和UVeFSW焊縫界面不同位置處的SEM圖像。對(duì)于同一焊縫，IMCs的厚度由上部至底部逐漸減?。皇┘映曊駝?dòng)后，相同位置處的IMCs厚度均有所減小，減小幅度分別為31.7%,52.0%,68.2%。整體來看，僅FSW接頭上部的IMCs厚度超過3 μm，其他位置的IMCs厚度均在3 μm以下。在UVeFSW焊縫底部，IMCs的厚度甚至在1 μm以下。

圖14 焊縫Al/Mg界面T(1),M(2),B(3)區(qū)域的SEM圖像(ω=700 r/min,v=40 mm/min) (a)FSW;(b)UVeFSW

對(duì)比圖13和圖14，超聲振動(dòng)對(duì)IMCs的減薄效果在低熱輸入?yún)?shù)時(shí)更明顯，在焊縫底部的作用效果優(yōu)于上部，而焊縫上部的熱輸入又大于底部，這就說明超聲振動(dòng)的作用效果在低熱輸入條件時(shí)相對(duì)較好。但是，高熱輸入時(shí)，IMCs的厚度較大，對(duì)接頭性能的危害也更大。此時(shí)，超聲振動(dòng)對(duì)于IMCs的減薄作用雖然較小，但是對(duì)接頭性能的改善仍具有明顯效果。

2.4 超聲振動(dòng)對(duì)鋁/鎂界面機(jī)械鎖合的影響

選取高熱輸入(ω=800 r/min,v=20 mm/min)和低熱輸入(ω=700 r/min,v=40 mm/min)兩組典型工藝參數(shù)對(duì)比分析FSW與UVeFSW接頭鋁/鎂界面機(jī)械鎖合結(jié)構(gòu)。圖15和圖16分別為高熱輸入時(shí)，F(xiàn)SW與UVeFSW焊縫的界面形貌。對(duì)比F1與U1區(qū)域可知，該區(qū)域位于焊縫上部，在焊接過程中受軸肩的剪切摩擦作用較大，因此主要表現(xiàn)為材料的水平遷移，垂直方向的材料運(yùn)動(dòng)不明顯，形成鋁、鎂“流動(dòng)臂”相互穿插結(jié)構(gòu)。但是，F(xiàn)1區(qū)域中“流動(dòng)臂”數(shù)量較少，且穿插距離較短，對(duì)接頭強(qiáng)度的貢獻(xiàn)有限。而U1區(qū)域中“流動(dòng)臂”數(shù)量明顯增多，像長(zhǎng)釘般相互深入穿插，從而形成牢靠的機(jī)械鎖合。F2區(qū)域中鋁/鎂界面光滑而平直，接頭斷裂時(shí)，裂紋會(huì)在此處迅速擴(kuò)展，對(duì)接頭性能不利。U2區(qū)域中此處的界面呈鋸齒狀，且鋸齒結(jié)構(gòu)垂直于承載方向，形成拉鏈效應(yīng)，使得接頭強(qiáng)度得以提高。F3區(qū)域的鋁/鎂界面幾乎完全平行于板厚方向，雖然該區(qū)域上、下部分的鎂、鋁凸起結(jié)構(gòu)能夠形成一定的機(jī)械鎖合，但是凸起結(jié)構(gòu)短小而邊緣光滑，同時(shí)又平行于受載方向，因此作用十分有限。U3區(qū)域中，鋁、鎂合金分別形成了楔形結(jié)構(gòu)，成一定角度相互穿插形成楔釘效應(yīng)，并且楔形結(jié)構(gòu)邊緣較為曲折，這對(duì)增加結(jié)合面積、提高接頭性能有益。F4,U4區(qū)域位于焊縫底部，焊接過程中產(chǎn)熱較低，界面結(jié)構(gòu)相對(duì)較簡(jiǎn)單，均表現(xiàn)為楔形鋁合金深入鎂合金底部。

圖16 高熱輸入時(shí)UVeFSW接頭界面形貌

圖17和圖18分別為低熱輸入時(shí)，F(xiàn)SW與UVeFSW焊縫的界面形貌。與高熱輸入時(shí)的情況類似，低熱輸入時(shí)施加超聲振動(dòng)后，鋁/鎂界面也形成更加豐富的楔形、長(zhǎng)釘狀、鉤狀等機(jī)械鎖合結(jié)構(gòu)。尤其對(duì)于F2和F3區(qū)域來說，施加超聲振動(dòng)后，原來界面處的凸起結(jié)構(gòu)變?yōu)閁2和U3區(qū)域中的楔形、鉤狀結(jié)構(gòu)，更有利于界面的機(jī)械鎖合，從而使接頭強(qiáng)度得到提高。

圖17 低熱輸入時(shí)FSW接頭界面形貌

圖18 低熱輸入時(shí)UVeFSW接頭界面形貌

總體來看，不管熱輸入的高低，施加超聲振動(dòng)后，接頭鋁/鎂界面均會(huì)形成更加完備的楔形、長(zhǎng)釘狀、鉤狀等機(jī)械鎖合結(jié)構(gòu)，從而提高界面的結(jié)合強(qiáng)度，使接頭強(qiáng)度得到提升。UVeFSW接頭中鋁/鎂界面機(jī)械鎖合的增強(qiáng)，主要是因?yàn)槌曊駝?dòng)增加了母材的塑性變形程度，改善了材料的流動(dòng)性，從而使得鋁、鎂合金條帶更容易相互穿插、嵌合形成機(jī)械鎖合。在低熱輸入條件下，特別是對(duì)于某些冶金結(jié)合強(qiáng)度較低的部位，這種機(jī)械鎖合的改善，對(duì)于提高接頭強(qiáng)度具有重要作用。

2.5 超聲振動(dòng)對(duì)接頭拉伸性能的影響

基于前期實(shí)驗(yàn)結(jié)果，在研究超聲振動(dòng)對(duì)接頭拉伸性能的影響時(shí)，選擇了三組具有代表性的工藝參數(shù)，如表3所示。

表3 三組典型工藝參數(shù)

圖19顯示了FSW和UVeFSW接頭的抗拉強(qiáng)度。在選取的三組工藝參數(shù)條件下，相比于FSW，UVeFSW接頭的抗拉強(qiáng)度均有所提高。其中，低熱輸入時(shí)，接頭強(qiáng)度的提高幅度最為明顯，由原來的129.17 MPa提高至160.02 MPa，提高幅度為23.88%。高熱輸入時(shí)，接頭強(qiáng)度的提高幅度次之，由原來的133.92 MPa提高至155.69 MPa，提高幅度為16.26%。而在最佳參數(shù)條件下，由于接頭強(qiáng)度本來就較高，施加超聲振動(dòng)后，接頭強(qiáng)度可達(dá)174.20 MPa，為母材(鎂合金)強(qiáng)度的69.61%。需要指出的是，本實(shí)驗(yàn)采用的超聲功率只有100 W，但仍取得了接頭強(qiáng)度提升11.32%的工藝效果。下一步實(shí)驗(yàn)擬將超聲功率提高到200～300 W，同時(shí)優(yōu)化工藝參數(shù)，進(jìn)一步提高接頭性能。

圖19 FSW和UVeFSW接頭的抗拉強(qiáng)度

2.6 超聲振動(dòng)對(duì)接頭斷裂行為的影響

圖20顯示了不同熱輸入條件下，F(xiàn)SW和UVeFSW接頭斷裂位置。在高、低熱輸入條件下，F(xiàn)SW接頭在拉伸時(shí)均斷在焊核區(qū)(weld nugget zone,WNZ)的鋁/鎂結(jié)合界面。而UVeFSW接頭的斷裂位置則均轉(zhuǎn)移至前進(jìn)側(cè)鎂合金的WNZ-TMAZ界面處。在FSW過程中，高熱輸入條件下，接頭界面IMCs較厚(圖13(a-1),(a-2),(a-3))，同時(shí)IMCs因?yàn)閼?yīng)力強(qiáng)度系數(shù)較低，與母材的性能差異較大，無法實(shí)現(xiàn)性能的合理過渡。而且接頭界面的機(jī)械鎖合程度也較差(圖15)，此時(shí)鋁/鎂結(jié)合界面是接頭的薄弱區(qū)域。超聲振動(dòng)通過完善界面的機(jī)械鎖合結(jié)構(gòu)(圖16)、減薄界面IMCs厚度(圖13(b-1),(b-2),(b-3))等方式提高了鋁/鎂界面的結(jié)合強(qiáng)度，從而使得鎂合金側(cè)受熱影響較大，晶粒易粗大、不均勻的WNZ-TMAZ界面成為接頭薄弱位置。

圖20 FSW(1)與UVeFSW(2)接頭的斷裂位置

此外，UVeFSW接頭在拉伸實(shí)驗(yàn)時(shí)，裂紋擴(kuò)展路徑并非一直沿著鎂合金側(cè)的WNZ-TMAZ界面。而是在焊縫上部，突然穿過軸肩影響區(qū)的帶狀區(qū)，向上延伸。通常情況下，帶狀區(qū)的分布與拉伸時(shí)接頭的最大受力方向大體一致，因此裂紋較容易沿著帶狀區(qū)延伸。而UVeFSW接頭中裂紋穿過帶狀區(qū)延伸，說明超聲振動(dòng)在一定程度上強(qiáng)化了軸肩影響區(qū)帶狀區(qū)的強(qiáng)度。

圖21比較了FSW和UVeFSW接頭斷口的宏觀金相照片。FSW接頭斷口明顯由上部的脆性斷裂區(qū)和下部的韌性斷裂區(qū)組成，尤其在厚度方向，存在明顯的不均勻特點(diǎn)。UVeFSW接頭斷口整體比較均勻，甚至存在拉伸過程中產(chǎn)生的撕裂紋理，這表明施加超聲振動(dòng)后，接頭性能變得均勻，不再存在較大范圍的脆性斷裂區(qū)域。

圖21 接頭斷口的宏觀金相照片 (a)FSW;(b)UVeFSW

圖22為FSW接頭拉伸后的斷口形貌。接頭拉伸后的斷口存在兩種典型的斷裂區(qū)域，分別為以A區(qū)域?yàn)榇淼木哂泻恿骰拥拇嘈越饫頂嗔褏^(qū)和以B區(qū)域?yàn)榇淼木哂许g窩特征的韌性斷裂區(qū)。但是，此時(shí)B區(qū)域的韌窩淺而稀疏，并且具有明顯的方向性，韌性斷裂特征不明顯。

圖22 FSW接頭斷口形貌 (a)斷口形貌；(b)A處局部放大圖；(c)B處局部放大圖

圖23為UVeFSW接頭拉伸后的斷口形貌。可以看出，UVeFSW接頭斷口雖然同樣存在脆性斷裂和韌性斷裂兩種典型的斷口形貌，但是相同視野范圍內(nèi)，韌性斷裂區(qū)域明顯擴(kuò)大，同時(shí)韌窩變得均勻而密集。對(duì)韌窩區(qū)域繼續(xù)放大，可以看到韌窩底部存在第二相粒子(圖23(d))，EDS點(diǎn)掃描的成分結(jié)果顯示，鎂原子分?jǐn)?shù)為55.5%，硅原子分?jǐn)?shù)為28.1%，鋁原子分?jǐn)?shù)為16.4%，大致符合Mg2Si成分比例。而Mg2Si是6061鋁合金中重要的強(qiáng)化相。由此可推斷，相比于FSW接頭，UVeFSW接頭中微觀尺度下，鋁/鎂結(jié)合界面強(qiáng)度也得到了提升，接頭拉伸時(shí)在某些位置甚至在鋁合金處發(fā)生斷裂。

圖23 UVeFSW接頭斷口形貌

3 結(jié)論

(1)鋁/鎂異質(zhì)合金攪拌摩擦焊接時(shí)，超聲振動(dòng)能夠促進(jìn)焊縫前進(jìn)側(cè)和后退側(cè)、接頭上部和底部的材料流動(dòng)與熱量傳輸，使得板厚方向上的材料能夠向下遷移至更遠(yuǎn)距離，從而減小甚至消除焊接缺陷。

(2)在不同熱輸入工藝參數(shù)條件下，超聲振動(dòng)對(duì)接頭焊核區(qū)整個(gè)鋁/鎂界面的IMCs均有不同程度的減薄作用。FSW接頭中鋁/鎂界面處原本凸起的簡(jiǎn)單機(jī)械交鎖結(jié)構(gòu)，在UVeFSW接頭中轉(zhuǎn)變?yōu)樾ㄐ?、鉤狀和長(zhǎng)釘狀等強(qiáng)機(jī)械鎖合結(jié)構(gòu)，從而增強(qiáng)了界面的結(jié)合鎖合程度。

(3)不同工藝參數(shù)條件下，超聲振動(dòng)對(duì)接頭抗拉強(qiáng)度均有不同程度的提升作用。高熱輸入時(shí)，超聲振動(dòng)對(duì)界面金屬間化合物的減薄起主要作用，而在低熱輸入時(shí)，超聲振動(dòng)主要通過增強(qiáng)界面的機(jī)械鎖合和消除微觀缺陷來提高接頭的強(qiáng)度。

(4)超聲振動(dòng)強(qiáng)化了鋁/鎂結(jié)合界面，在拉伸實(shí)驗(yàn)時(shí)，斷裂位置由FSW接頭中的鋁/鎂界面轉(zhuǎn)移至UVeFSW接頭中鎂合金側(cè)HAZ-TMAZ界面，同時(shí)裂紋擴(kuò)展路徑也更加蜿蜒曲折。無論是否施加超聲，接頭斷口均存在韌性斷裂區(qū)和脆性斷裂區(qū)。但是，相比于FSW，UVeFSW接頭斷口上韌性斷裂區(qū)面積有所擴(kuò)大，并且韌性斷裂特征也變得更加明顯。