秦　芳,孟立春, 楊修波, 劉　聰,陳江華, 劉春輝, 劉吉梓

(1. 湖南大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，長沙 410082; 2. 南車青島四方機車車輛股份有限公司，山東 青島 266111)

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Al-Zn-Mg合金焊接接頭力學(xué)性能與微觀組織演變的關(guān)系

秦芳1,孟立春2, 楊修波1, 劉聰1,陳江華1, 劉春輝1, 劉吉梓1

(1. 湖南大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，長沙 410082; 2. 南車青島四方機車車輛股份有限公司，山東 青島 266111)

摘要：Al-Zn-Mg合金焊接結(jié)構(gòu)件是制造高速列車等重要輕量化交通工具的重要材料組件，而焊接接頭的質(zhì)量是決定整體部件性能的關(guān)鍵因素。通過性能測試和微觀結(jié)構(gòu)表征對高速列車上的典型焊接接頭進行了深入的研究。結(jié)果表明，當(dāng)不同的母材焊在一起時，由于原始組織結(jié)構(gòu)的差異，焊接接頭兩側(cè)熱影響區(qū)的性能和組織演變規(guī)律將顯著不同；而且其性能與組織結(jié)構(gòu)也與焊接工藝緊密相關(guān)。

關(guān)鍵詞：焊接；鋁合金；硬度；疲勞性能；析出相

0引言

由于具有良好的抗應(yīng)力腐蝕性能、熱加工成型性、可焊性，中高強度的Al-Zn-Mg合金被當(dāng)作結(jié)構(gòu)材料廣泛應(yīng)用于高速列車底架等受力部位[1-2]，Al-Zn-Mg合金焊接結(jié)構(gòu)件是制造高速列車等重要輕量化交通工具的重要材料組件。在已有的文獻(xiàn)中，人們對熔化極惰性氣體保護焊(metal-inert gas，以下簡稱MIG)焊接參數(shù)對焊接接頭的微觀組織及性能影響研究比較多[3-4]。受焊接熱輸入及焊絲填料性能的影響，焊接接頭相比于母材性能會明顯下降[5-7]，這是無法避免的。焊接結(jié)構(gòu)件在焊后或服役過程中，被檢查出有危險的宏觀缺陷時，為了節(jié)約成本，工程上更傾向于采用補焊修復(fù)結(jié)構(gòu)件延長其服役壽命，即采用機械方法去除原有的焊料，按照標(biāo)準(zhǔn)重新焊接，或在已有缺陷上覆蓋新的焊道[8-9]。顯然，由于補焊帶來的多次熱循環(huán)的影響，有可能導(dǎo)致焊接接頭中的殘余應(yīng)力增加，甚至發(fā)生幾何變形，微觀組織惡化，力學(xué)性能下降等不良后果[10]，并且經(jīng)過不同補焊次數(shù)的焊接接頭其力學(xué)性能表現(xiàn)出明顯差異[11-12]。在以往的研究中，研究者們對經(jīng)過補焊的焊接接頭力學(xué)性能變化及其微觀組織演變之間的關(guān)系缺乏系統(tǒng)的研究。

本文以A7N01合金MIG焊焊接接頭為主要研究對象，利用掃描電鏡(SEM)、背散射電子衍射 (EBSD) 成像技術(shù)和透射電鏡(TEM)有針對性地研究了在多次熱輸入的情況下，焊接接頭的硬度、疲勞性能與其微觀組織演變的關(guān)系。研究結(jié)果表明，由于焊接接頭兩側(cè)母材組織結(jié)構(gòu)的差異，焊接接頭兩側(cè)熱影響區(qū)的性能和微觀組織演變將發(fā)生不同的變化；一次焊接相對于多次焊接工藝的組織和性能也不同。

1實驗

焊接接頭一端為12 mm厚的T4處理的A7N01合金軋制板材，另一端為15 mm厚的T5處理的A7N01合金擠壓型材，填料為5356鋁合金，具體成分見表1。為方便實驗，在實驗過程中將兩端厚度不一的焊接接頭切平。焊接方向平行于板材的軋制方向和型材的擠壓方向。采用機械方法去除靠近板材上表面的兩道焊料，采用與原始焊接相同的焊接標(biāo)準(zhǔn)和工藝參數(shù)進行補焊。為了便于區(qū)別，將原始焊接接頭、一次補焊后的焊接接頭和二次補焊的焊接接頭分別命名為OW、1R和2R。

表1　母材和焊絲的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))

硬度表征采用HDX-1000T維氏硬度計，維持4.9 N載荷10 s，取5個測試點的平均值。根據(jù)硬度測試結(jié)果劃分焊接接頭的熱影響區(qū)，并根據(jù)測試點痕跡定點獲取透射電鏡觀察試樣。實驗確保硬度測試和微結(jié)構(gòu)觀察試樣距離焊接接頭的下表面400 μm。采用FEI Tecnai F20透射電鏡的掃描透射模式(STEM)的高角環(huán)形暗場(HAADF)圖像觀察試樣觀察焊接接頭內(nèi)析出相的變化，加速電壓為200 kV。TEM試樣經(jīng)過機械研磨和精磨后，利用電解雙噴穿孔獲得。EBSD試樣經(jīng)過機械拋光和電解拋光后獲得。疲勞性能測試在MTS810疲勞試驗機上進行，實驗溫度為室溫，加載R=0.1的拉-拉循環(huán)應(yīng)力，加載頻率為30 Hz，按正弦波方式軸向加載。疲勞試樣以焊縫為中心，橫跨焊縫垂直于焊接方向取樣，試樣形狀和尺寸參照ASTM466-07，在測試前，去除疲勞試樣表面劃痕缺口等明顯缺陷。

2實驗結(jié)果與討論

2.1顯微硬度

圖1展示了3種焊接接頭下表面的硬度曲線。

圖13種焊接接頭(OW、1R、2R)下表面的硬度曲線及進行HAADF-STEM表征的位置標(biāo)識

Fig 1 Hardness profiles across the face for different specimens together with numbers indicating areas used for HAADF-STEM examinations

焊接結(jié)構(gòu)件的硬度以焊縫為中心呈非對稱性分布，焊縫熔池區(qū)內(nèi)的硬度最低；板材熱影響區(qū)內(nèi)的硬度接近原始板材硬度；型材熱影響區(qū)內(nèi)的硬度變化較為復(fù)雜，出現(xiàn)一個軟化區(qū)域。從硬度曲線可以看出，3種樣品在T4處理的板材熱影響區(qū)和焊縫區(qū)的硬度差別屬于誤差范圍之內(nèi)，因此認(rèn)為焊接次數(shù)對焊縫和板材的硬度幾乎沒有影響。但是焊接次數(shù)對型材熱影響區(qū)內(nèi)的硬度有明顯的影響，主要影響表現(xiàn)為，經(jīng)過補焊的焊接接頭軟化區(qū)明顯寬化，如二次補焊試樣(2R)在離焊縫中心60 mm處的位置硬度還沒有達(dá)到原始型材的硬度，仍處于軟化區(qū)內(nèi)。顯然，焊接次數(shù)越多，合金所承受的焊接熱輸入也就越多，當(dāng)累計的熱功率超過一定的閥值，會使得母材熱影響區(qū)內(nèi)的性能發(fā)生顯著變化。但由于板材和型材的原始狀態(tài)不同，相同的熱輸入對板材和型材的影響也不一樣，主要取決于母材的顯微組織結(jié)構(gòu)。

2.2焊接接頭顯微結(jié)構(gòu)

2.2.1原始母材

圖2展示了原始母材的晶粒組織及析出相形貌。從圖2可以看出，對板材而言，晶粒大部分為形變晶粒，大的形變晶粒之間存在細(xì)小的亞晶；對型材而言，部分晶粒發(fā)生了回復(fù)再結(jié)晶。T4處理的板材析出相主要集中在晶界上，晶內(nèi)很少觀察到析出相的存在，這是因為，板材在軋制后進行自然時效處理，晶內(nèi)沒有人工時效析出相產(chǎn)生，但在自然時效過程，晶內(nèi)溶質(zhì)原子聚集形成自然時效原子集團，這些原子集團的原子數(shù)量一般在幾十到幾百個原子之間[13]，很難在透射電鏡中成像。晶界析出相則可以在軋制過程中進入的位錯上形核生成η相。

圖2T4板材，T5型材的EBSD晶粒取向圖和T4板材，T5型材晶內(nèi)析出相的HAADF-STEM形貌圖。(圖中箭頭所指方向為擠壓方向)

Fig 2 The microstructures of the parent metals

T5處理的型材由于經(jīng)歷了人工時效，晶內(nèi)存在大量的納米析出相，這些析出相主要為GPⅡ區(qū)，也有部分的η′析出相[14]。在HAADF-STEM圖像中，GPⅡ區(qū)和η′析出相可以從形貌上進行區(qū)別。如圖2(d)所示，尺寸明顯較大的長條狀投影主要是η′相，尺寸不明顯的小白點主要為GPⅡ區(qū)。

2.2.2熱影響區(qū)顯微結(jié)構(gòu)觀察

圖3分別展示了OW、1R、2R 3種焊接接頭3個典型區(qū)域內(nèi)的析出相形貌特征，其中，圖3(a)-(c)表示板材熱影響區(qū)(硬度曲線a位置)，圖3(b)-(f)為型材淬火區(qū)(硬度曲線b位置)，圖3(g)-(i)為型材軟化區(qū)(硬度曲線c位置)。從圖3(a)-(c)可以發(fā)現(xiàn)，板材熱影響區(qū)內(nèi)的析出相大部分溶解，僅留下少量粗大的η相和難溶第二相(通過EDS分析證實是含Cr、Mn元素的粒子，或者其余顆粒進一步由高分辨透射電鏡圖片證實是Al3Zr)。并且補焊過程中，板材熱影響區(qū)內(nèi)殘留的粗大的η相可以繼續(xù)粗化。而焊接熱輸入對板材熱影響區(qū)的硬度幾乎沒有影響，這是因為板材熱影響區(qū)主要依靠加工硬化和后續(xù)的自然時效強化達(dá)到原始母材的強度。從圖3(d)-(f)和(g)-(i)可以發(fā)現(xiàn)，型材淬火區(qū)及軟化區(qū)內(nèi)的析出相與母材相比發(fā)生了變化，并且焊接次數(shù)對這兩個區(qū)域的析出相有明顯影響。在一次焊接后，型材淬火區(qū)相對于原始型材析出相會長大，而且還會發(fā)生部分溶解，導(dǎo)致析出相的數(shù)量密度減少。但此時型材的硬度相對原始母材沒有降低，這是因為該區(qū)域析出相溶解進入基體的溶質(zhì)原子在焊接完后的放置過程中形成自然時效原子集團來強化合金，并且該區(qū)域內(nèi)存在熱殘余應(yīng)力，彌補了部分失去的人工時效強化效果。通過觀察軟化區(qū)析出相(圖3(g)-(i))的變化，對比原始母材，OW試樣型材軟化區(qū)的析出相出現(xiàn)部分長大，部分溶解，并且隨著補焊次數(shù)增加軟化區(qū)析出相尺寸逐漸增大，并且焊接熱輸入的累積使析出相長大的區(qū)域變寬，從而使軟化區(qū)寬化。原始板材和型材加工方式和微觀組織不同造成了焊接接頭硬度和微觀組織的不對稱變化。

圖3OW、1R、2R 3種試樣不同區(qū)域

Fig 3 HAADF-STEM micrographs in different areas of different samples

2.3疲勞實驗

2.3.1S-N曲線

圖4展示了一次焊接成功試樣(OW)、補焊一次試樣(1R)、補焊兩次試樣(2R)通過疲勞實驗測得的S-N曲線。在100～200 MPa的應(yīng)力范疇內(nèi)選取7個不同的應(yīng)力載荷進行疲勞壽命測試，每個應(yīng)力水平下測試3個試樣，得到 S-N曲線。對比疲勞壽命數(shù)據(jù)的分散度，發(fā)現(xiàn)OW試樣在同一應(yīng)力水平下測得的4組疲勞壽命數(shù)據(jù)比較集中，而經(jīng)過補焊試樣的疲勞壽命數(shù)據(jù)相對比較分散，具體參見圖4(a)-(c)中的疲勞壽命數(shù)據(jù)點。對比擬合后的S-N曲線(圖4(d))，發(fā)現(xiàn)補焊試樣相對一次焊接成功試樣的平均疲勞壽命會有所下降，但二次補焊試樣相對于一次補焊試樣其平均疲勞壽命并沒有降低。

圖4焊接接頭的S-N曲線

Fig 4 The fatigue S-N curves for different specimens and the comparison of the S-N fatigue curves

2.3.2疲勞試樣斷口分析

為研究導(dǎo)致焊接接頭疲勞壽命低的原因，對3種具有不同焊接次數(shù)的焊接接頭在120 MPa應(yīng)力作用下，疲勞壽命最短的試樣的斷口形貌進行了觀察，結(jié)果如圖5所示。

圖5焊接結(jié)構(gòu)件在120 MPa應(yīng)力作用下疲勞壽命最短試樣的斷口形貌照片

Fig 5 Fracture micrographs of the samples fractured under a load of 120 MPa fatigue stress

通常情況下，疲勞源區(qū)內(nèi)疲勞裂紋的擴展速率很慢，所以疲勞源區(qū)的斷口形貌通常比疲勞擴展區(qū)和瞬斷區(qū)更平坦并且放射狀射線條紋的延長線交匯于此區(qū)[15]，因此可以從斷口形貌上找出不同試樣的裂紋源區(qū)、擴展區(qū)、瞬斷區(qū)。

圖5(a)-(c)，(d)-(f)和(g)-(i)分別為OW、1R和2R疲勞試樣斷口掃描照片。由圖5(a)、(d)、(g)可知，放射狀射線條紋匯聚于疲勞裂紋源①所示的氣孔處，說明試樣的疲勞裂紋起源于試件內(nèi)部的氣孔。通常，典型的疲勞斷口在裂紋源的外圍存在帶有疲勞輝紋特征的裂紋擴展區(qū)，但在圖5(a)、(d)、(g)中沒有觀察到明顯的疲勞輝紋。這種現(xiàn)象的主要原因是裂紋擴展帶區(qū)域②位置存在許多小氣孔，這些氣孔的存在會加速裂紋的擴展，使得裂紋擴展區(qū)的疲勞輝紋并不明顯。圖5(b)、(e)、(h)分別為3個試樣的瞬斷區(qū)，這個區(qū)域與裂紋擴展區(qū)形貌有所不同。從圖中可以看出，瞬斷區(qū)內(nèi)存在大量的氣孔，將瞬斷區(qū)分別放大如圖5(c)、(f)、(i)，可以更明顯地看到有氣孔和夾雜等缺陷存在，并且由于氣孔的存在，瞬斷區(qū)形成大量粗大的孔洞。

通過對比不同焊接次數(shù)的焊接結(jié)構(gòu)件的斷口形貌照片，可以發(fā)現(xiàn)，焊接次數(shù)越多，疲勞斷口上觀察到的氣孔或夾雜等缺陷就越多，即補焊使焊接接頭焊縫內(nèi)引入了更多的氣孔或夾雜。這些缺陷是導(dǎo)致焊接接頭疲勞壽命降低的直接原因，成為影響疲勞試樣斷裂的重要因素。

3結(jié)論

研究了不同焊接次數(shù)的A7N01合金MIG焊焊接接頭硬度、疲勞性能變化與微觀組織演變的關(guān)系，主要結(jié)論如下：

(1)由于原始母材微觀組織的不同，在相同的焊接條件下，板材和型材的硬度和微觀組織變化不同。板材熱影響區(qū)由于焊后自然時效的作用硬度幾乎沒有變化，型材熱影響區(qū)由于析出相的溶解和粗化出現(xiàn)軟化區(qū)，并且隨補焊次數(shù)增加，軟化區(qū)寬化。

(2)通過顯微硬度表征定點取樣進行透射電鏡觀察，發(fā)現(xiàn)隨著焊接次數(shù)的增加，板材熱影響區(qū)內(nèi)析出相尺寸沒有顯著變化，型材淬火區(qū)內(nèi)析出相溶解更加完全，型材軟化區(qū)的析出相逐漸粗化。

(3)補焊后焊接接頭試樣的平均疲勞壽命略低于一次焊接的試樣，并且補焊過程中引入更多的氣孔和夾雜，使焊接接頭疲勞性能的不穩(wěn)定性增加。

參考文獻(xiàn)：

[1]Deschamps A, Texier G, Ringeval S, et al. Influence of cooling rate on the precipitation microstructure in a medium strength Al-Zn-Mg alloy[J]. Materials Science and Engineering A, 2009,501(1-2):133-139.

[2]Zhang Y, Milkereit B, Kessler O, et al. Development of continuous cooling precipitation diagrams for aluminum alloys AA7150 and AA7020[J]. Journal of Alloys and Compounds, 2014,584:581-589.

[3]Nicolas M, Deschamps A. Precipitate microstructures and resulting properties of Al-Zn-Mg metal inert gas-weld heat-affected zones[J]. Metallurgical and Materials Transactions A, 2004, 35(5):1437-1448.

[4]Lefebvre F, Ganguly S, Sinclair I. Micromechanical aspects of fatigue in a MIG welded aluminum airframe alloy: part Ⅰ. Microstructural characterization[J]. Materials Science and Engineering A, 2005, 397(1-2):338-345.

[5]Zhu D H, Chen J H, Liu C H, et al. Relationship between mechanical properties and microstructure of Al-Mg-Si and Al-Zn-Mg dissimilar welded joint[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2014, 24(2):293-301.

朱東暉，陳江華，劉春輝，等. Al-Mg-Si與Al-Zn-Mg合金異質(zhì)焊接接頭力學(xué)性能和微觀結(jié)構(gòu)的關(guān)系[J]. 中國有色金屬學(xué)報, 2014, 24(2):293-301.

[6]Wang H F, Zuo D W, Wang M, et al. Experimental study on friction stir welded on thick plate of 7022 aluminum alloy[J]. Journal of Functional Materials, 2010, 41(11):2029-2033.

汪洪峰，左敦穩(wěn)，王珉，等. 厚板7022鋁合金攪拌摩擦焊接實驗研究[J]. 功能材料, 2010, 41(11):2029-2033.

[7]Liu F, Huang H, Li TJ. Study of structure and performance on laser welding of copper sheet[J]. Journal of Functional Materials, 2011, 42(supplement Ⅳ):741-743.

劉峰，黃華，李庭軍. 激光焊接銅的組織性能研究[J]. 功能材料, 2011, 42(增刊Ⅳ):741-743.

[8]Ren S R, Ma Z Y, Chen L Q, et al. Effects of post-weld heat-treatment and second-welding on tensile properties of friction stir welding 7075-T651 aluminum alloy[J]. Acta Metallurgica Sinica, 2007, 43(3):225-230.

任淑榮，馬宗義. 焊后熱處理工藝和背部二次焊接對攪拌摩擦焊接7075-T651鋁合金性能的影響[J]. 金屬學(xué)報. 2007, 43(3):225-230.

[9]Li B, Shen Y F, Hu W Y. Friction-stir welded defects and repairing weld process of thick aluminum plates with telescopic stir-pin[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2012, 22(1):62-71.

李博，沈以赴，胡偉葉. 伸縮式攪拌頭厚鋁板攪拌摩擦焊缺陷及其補焊工藝[J].中國有色金屬學(xué)報, 2012, 22(1):62-71.

[10]Yan Z J, Chen S X, Shang Z, et al. Property of repair welding joint of A7N01 aluminium alloy[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2014, 35(5):51-54.

[11]Katsas S, Nikolaou J, Papadimitriou G. Microstructural changes accompanying repair welding in 5xxx aluminum alloys and their effect on the mechanical properties[J]. Materials and Design, 2006, 27(10):968-975.

閆忠杰，陳書翔，尚哲，等. A7N01 鋁合金焊接接頭的補焊性能分析[J]. 焊接學(xué)報,2014, 35(5):51-54.

[12]Nascimento M P, Voorwal H J C. Fatigue strength of tungsten inert gas-repaired weld joints in airplane critical structures[J]. Journal of Materials Processing Techno-logy, 2011, 211(6):1126-1135.

[13]Marlaud T, Deschamps A, Bley F, et al. Evolution of precipitate microstructures during the retrogression and re-ageing heat treatment of an Al-Zn-Mg-Cu alloy[J]. Acta Materialia, 2010, 58(14):4814-4826.

[14]Liu J Z, Chen J H, Liu Z R, et al. Fine precipitation scenarios of AlZnMg(Cu) alloys revealed by advanced atomic-resolution electron microscopy study. Part Ⅱ: fine precipitation scenarios in AlZnMg(Cu) alloys[J]. Material Characterization, 2015, 99:142-149.

[15]Sun Z, Jiang L,Ying P Z. Failure analysis, basic and application[M]. Beijing: China Machine Press, 2005:146-148.

The relationship between the mechanical properties and microstructure changes of welded Al-Zn-Mg alloy joints

QIN Fang1, MENG Lichun2, YANG Xiubo1,LIU Cong1,CHEN Jianghua1,LIU Chunhui1,LIU Jizi1

(1. College of Materials Science & Engineering, Hunan University, Changsha 410082,China;2. CSR Qingdao Sifang Locomotive and Rolling Stock Co. Ltd., Qingdao 266000,China)

Abstract:Al-Zn-Mg alloy parts joined by metal inert-gas welding (MIG) are widely applied in high-speed trains as important structural components. In the present study, the joints of a T4-treated Al-Zn-Mg alloy plate with a T5-treated extrusion profile fabricated by MIG welding were studied to reveal the relationship between mechanical properties and microstructure changes of the welded joints, by means of electron back-scattering diffraction (EBSD), transmission electron microscopy (TEM), Vickers hardness test and fatigue test. The results show that the impacts of the heat inputs, introduced during welding, on the T4-treated plate, are rather different from that on the T5-treated extrusion profile section: There is a softened zone in the later part, and the softened zones are widened with the increase of number of repair welding, and the precipitates in the heat-affected zones are changed significantly, whereas the hardness of the HAZ of the former part remains nearly the same. Furthermore, fatigue life expectancy of the welded joints decreases slightly after repair welding. Pores and inclusions introduced by repair welding increase the uncertainty of fatigue performance.

Key words:welding; aluminum alloy; hardness; fatigue property; precipitate

DOI:10.3969/j.issn.1001-9731.2016.03.044

文獻(xiàn)標(biāo)識碼：A

中圖分類號：TG401；TG406

作者簡介：秦芳(1989-)，女，長沙人，在讀碩士，師承陳江華教授，從事有色金屬材料研究。

基金項目：國家自然科學(xué)基金資助項目(51301064, 51171063)

文章編號：1001-9731(2016)03-03237-06

收到初稿日期：2015-05-10 收到修改稿日期：2015-09-16 通訊作者：楊修波，E-mail: yangxiubo@hnu.edu.cn