張萬順,盧柄希,隋躍川,趙鈺琛,焦安源,趙紅陽

(1. 遼寧科技大學(xué),遼寧 鞍山 114051; 2.本鋼集團(tuán)有限公司,遼寧 本溪 117017 )

鋁合金具有密度低、力學(xué)性能好,加工性能好以及抗腐蝕性能優(yōu)良等特點(diǎn),作為輕質(zhì)材料廣泛應(yīng)用于汽車、航空航天和軌道交通等領(lǐng)域。鋁合金通常會采用焊接工藝進(jìn)行連接,主要采用熔化極氣體保護(hù)焊、鎢極氣體保護(hù)焊等焊接方式[1-2]。然而,采用熔化焊方法進(jìn)行焊接時,接頭容易產(chǎn)生焊接氣孔和熱裂紋等缺陷。攪拌摩擦焊(Friction Stir Welding,FSW)是一種新型固相連接技術(shù),也被譽(yù)為“世界焊接史上的第二次革命”[3-4]。FSW能夠有效避免產(chǎn)生凝固開裂、縮孔等焊接缺陷,且熱影響區(qū)小,被認(rèn)為是焊接領(lǐng)域的重大突破,能夠有效解決鋁合金焊接難的問題[5-7]。對于鋁合金的FSW研究大多數(shù)研究者主要關(guān)注焊接工藝參數(shù)和焊后熱處理對焊接接頭微觀組織及力學(xué)性能的影響[8-10],而關(guān)于攪拌摩擦焊連接后的板材進(jìn)行軋制的研究較少。溫軋工藝能夠增加焊接接頭塑性變形能力,目前將攪拌摩擦焊和溫軋工藝相結(jié)合提高接頭性能的文獻(xiàn)報道較少,尤其是焊接接頭的組織性能在溫軋過程中的演變規(guī)律尚不清楚。

本試驗(yàn)研究了溫軋工藝對7075鋁合金攪拌摩擦拼焊板焊合區(qū)組織性能的影響,為工業(yè)化生產(chǎn)提供參考。

1 試驗(yàn)材料及方法

選取長150 mm、寬150 mm和厚2 mm的商用7075鋁合金板材作為研究對象,攪拌摩擦焊工藝參數(shù)為:傾斜角度2°,旋轉(zhuǎn)速度為1 400 r/min,焊接速度為15 mm/min。采用常規(guī)的對接方式,圖1為焊接板示意圖。

圖1 鋁合金拼焊板示意圖

溫軋試驗(yàn)在遼寧科技大學(xué)鎂合金鑄軋中心自主研發(fā)的六輥軋機(jī)上進(jìn)行(軋機(jī)采用X型布局),軋機(jī)的工作輥輥身長度350 mm,軋輥直徑90 mm,通過油加熱支撐輥和工作輥,使軋輥溫度保持在543 K,軋制速度為22 mm/s。軋制過程中為了減少產(chǎn)生浪紋及邊裂,保持板材均勻變形,采取多道次小壓下率的軋制工藝,單道次壓下率在10%～15%之間。

試驗(yàn)結(jié)束后對試樣進(jìn)行磨制、拋光,并用凱勒試劑浸蝕,采用光學(xué)顯微鏡(Optical microscope,OM)觀察試樣組織,觀察面為縱截面(RD-ND)。溫軋前后焊接結(jié)合區(qū)的微觀組織和織構(gòu)采用電子背散射衍射(Electron backscatter diffraction,EBSD)進(jìn)行觀察。采用Qness顯微硬度儀檢測試樣顯微硬度,焊縫區(qū)硬度測試點(diǎn)間距為1 mm,載荷10 N,加載時間為10 s。采用UTM-5305萬能拉伸試驗(yàn)機(jī)檢測試樣拉伸性能,應(yīng)變速率1×10-3s-1。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 宏觀形貌及微觀組織

在攪拌摩擦焊試驗(yàn)過程中,通常將攪拌針旋轉(zhuǎn)方向與焊接方向同向的一側(cè)稱為前進(jìn)側(cè)(AS),與焊接方向反向的另一側(cè)稱為后退側(cè)(RS)。基于行為特征及微觀組織差異,將攪拌摩擦焊接接頭的橫截面分為四個區(qū)域,如圖2所示,分別為母材(BM)、焊核區(qū)(NZ)、熱影響區(qū)(HAZ)和熱機(jī)影響區(qū)(TMAZ)[11-12]。攪拌摩擦焊接后的鋁合金拼焊板宏觀形貌如圖3所示,箭頭所指為焊縫位置。焊接后板材焊接接頭處平整光滑,質(zhì)量良好,無明顯缺陷。

圖2 攪拌摩擦焊接接頭組織形貌

圖3 鋁合金攪拌摩擦焊接拼焊板宏觀形貌

圖4為攪拌摩擦焊接接頭各區(qū)域的顯微組織。由圖4可以看出,接頭處熱影響區(qū)、熱機(jī)影響區(qū)、焊核區(qū)微觀組織與母材相比,有較大差異。其中BM組織呈較為粗大的板條狀軋制態(tài)組織;HAZ組織在加工過程中受到攪拌摩擦焊產(chǎn)生的熱影響作用,其區(qū)域組織發(fā)生粗化現(xiàn)象,但是不產(chǎn)生塑性變形;在焊接過程中攪拌頭高速旋轉(zhuǎn),TMAZ晶粒發(fā)生塑性變形被拉長或扭折;在NZ晶粒細(xì)小且分布均勻,這是由于攪拌針與試件及軸肩與試件之間產(chǎn)生了大量的熱,同時在該區(qū)域發(fā)生劇烈塑性變形,促使該區(qū)域發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶,新形成的晶粒在攪拌針的作用下破碎,形成細(xì)小的等軸晶。

圖4 2 mm厚鋁合金板材攪拌摩擦焊接接頭微觀組織

圖5所示為溫軋后鋁合金拼焊板的實(shí)物圖。拼焊板材長度2 m左右,板材的厚度從左至右依次為2.0 mm、1.0 mm和0.5 mm。在溫軋過程中板形保持良好,明顯看出經(jīng)過軋制后接頭處與附近母材的厚度趨于相同,板形較為平整。隨著軋制壓下量的增加,接頭區(qū)域也隨著變寬,接頭處最大壓下量達(dá)到了75%,說明焊接接頭具有較好的塑性變形能力。

圖5 焊接拼焊板軋制后的板材宏觀形貌

2.2 溫軋前后焊接接頭微觀組織分析

圖6為軋制前后焊核區(qū)的EBSD分析圖,綠線表示小角度晶界，黑線表示大角度晶界。由圖6明顯看出,溫軋前后其組織有很大的差異,由于在攪拌摩擦焊接過程中焊核區(qū)發(fā)生了動態(tài)再結(jié)晶,因此焊接后焊核區(qū)的晶界大多為大角度晶界,晶粒呈等軸晶,分布較為均勻;軋制后當(dāng)焊縫厚度為1 mm時,晶粒在塑性變形過程中變?yōu)槔w維狀組織,同時,一部分組織在熱力學(xué)和動力學(xué)條件下發(fā)生了動態(tài)再結(jié)晶,形成了細(xì)小晶粒,此時大角度晶界數(shù)量相比于軋制前有所減少;當(dāng)焊縫厚度為0.5 mm時,晶粒被進(jìn)一步拉長,動態(tài)再結(jié)晶產(chǎn)生的細(xì)小晶粒增加,此時大角度晶界減少,小角度晶界增加。隨著累積壓下量不斷增加,動態(tài)再結(jié)晶數(shù)量隨著增加。

圖6 不同厚度焊縫的晶粒取向

圖7為不同厚度接頭的極圖?？梢钥闯?軋制前焊縫區(qū)域的晶?；旧蠜]有呈現(xiàn)擇優(yōu)分布，其織構(gòu)強(qiáng)度僅為3.1。這是因?yàn)樵诤附舆^程中接口處發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶,未能形成較強(qiáng)織構(gòu)。隨著壓下量的累積,接頭處的織構(gòu)強(qiáng)度逐漸增強(qiáng),接口厚度為0.5 mm時(累積壓下量75%),接頭的織構(gòu)強(qiáng)度達(dá)到了11.67。這是因?yàn)樵跍剀垪l件下,接頭區(qū)域和母材一同均勻變形,隨著累積壓下量的增加,接頭區(qū)域在軋制方向形成了一定強(qiáng)度的織構(gòu)。

圖7 不同厚度焊縫的{100}、{110}、{111}極圖

2.3 鋁合金拼焊板接頭軋制后的力學(xué)性能

圖8為不同厚度攪拌摩擦焊接接頭的顯微硬度。

圖8 不同厚度攪拌摩擦焊接接頭處顯微硬度

圖8a為2 mm厚鋁合金攪拌摩擦焊接接頭處的顯微硬度分布圖。其顯微硬度總體呈“W”形,從BM到TMAZ顯微硬度呈下降趨勢,由TMAZ到NZ顯微硬度呈上升趨勢,但NZ硬度仍低于BM的硬度。圖8b為溫軋制到1 mm(累積壓下量50%)的焊接接頭顯微硬度分布圖。其焊接接頭理論上延長一倍,其顯微硬度總體呈“W”形分布,說明在此變形條件下,其焊接接頭具有攪拌摩擦焊接后的特征。由BM到TMAZ的顯微硬度呈下降趨勢,由TMAZ到NZ顯微硬度呈緩慢上升趨勢,但NZ的硬度仍低于BM的硬度。同焊接前板材相比,BM、HAZ和TMAZ的顯微硬度明顯下降。由圖6b可知,在塑性變形過程中,組織發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶,弱化了加工硬化。HAZ和TMAZ的顯微硬度較未軋制的明顯降低,最低值達(dá)到90 HV;然而,NZ的硬度較未軋制的硬度未發(fā)生明顯變化,這是因?yàn)镹Z在軋制過程中動態(tài)再結(jié)晶的軟化作用同加工硬化的作用相互抵消。此時板材的薄弱區(qū)仍為熱影響區(qū)和熱機(jī)影響區(qū)的過渡處。

圖8c為溫軋制到0.5 mm(累積壓下量75%)厚的接頭顯微硬度分布圖。其分布曲線平滑,經(jīng)過溫軋后的接頭顯微硬度總體趨于一致,同累積壓下量50%的板材相比,焊接接頭顯微硬度整體呈降低趨勢,同時焊接接頭組織各區(qū)域的性能趨于一致。這是由于在溫軋工藝條件下,隨著壓下量的累積,焊接接頭的微觀組織發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶,導(dǎo)致加工硬化減弱。

圖9所示為不同厚度焊接接頭的力學(xué)性能。由圖9可以看出,其抗拉強(qiáng)度隨壓下量的增加先下降后上升,同時焊接接頭塑性隨著壓下量的增加而升高。2 mm厚的焊接接頭抗拉強(qiáng)度達(dá)到342.6 MPa,伸長率為3%;軋制壓下率為50%時，1 mm厚焊接接頭的抗拉強(qiáng)度為261.5 MPa,伸長率為3.4%;軋制壓下率為75%時,0.5 mm厚焊接接頭的抗拉強(qiáng)度為269 MPa,伸長率為4.1%。由于初始階段焊接接頭的組織仍不均勻,尤其是焊接熱影響區(qū)和熱機(jī)影響區(qū)的組織,雙模組織的結(jié)構(gòu)以及加工硬化作用使其強(qiáng)度較高。焊接接頭在軋制的作用下,發(fā)生了回復(fù)和動態(tài)再結(jié)晶,細(xì)化了晶粒,使得焊接接頭塑性提高。在軋制過程中,軋制張力范圍一般為板材屈服強(qiáng)度的30%左右,在以上工藝下的焊接接頭能夠滿足后續(xù)張力軋制的工藝要求,使板帶材在張力軋制過程中順利進(jìn)行。

圖9 不同厚度焊接接頭的拉伸性能

3 結(jié) 論

1)通過多道次小壓下率的軋制工藝可以對7075鋁合金攪拌摩擦焊接拼焊板進(jìn)行軋制,焊接接頭隨母材同時發(fā)生塑性變形,在累積壓下量達(dá)到75%時,焊接接頭板形良好,具有良好的強(qiáng)韌性,抗拉強(qiáng)度為269 MPa,伸長率為4.1%。

2)在溫軋工藝條件下,隨累積壓下量的增加,焊接接頭的組織變得均勻,硬度也變得更加均勻,微觀組織的焊接典型特征逐漸減弱,說明了軋制可以降低焊接接頭與母材組織的差異性。