热输入对7075铝合金搅拌摩擦焊接头质量的影响

蒋若蓉，李文亚，罗贤道，杨 茜

（西北工业大学 凝固技术国家重点试验室，陕西 西安 710072）

0 前言

7075铝合金是一种可热处理强化的Al-Mg-Zn-Cu系超硬铝合金，具有密度小、强度及硬度高，机械性能良好及抗氧化性、抗腐蚀性能好等优点，在航空航天领域应用广泛。目前，国内外一般采用惰性气体保护焊焊接此类合金。但传统熔焊方法容易使其产生焊接变形和气孔等缺陷，且产生的残余应力大，限制了其进一步发展和应用[1]。

搅拌摩擦焊（FSW，Friction Stir Welding）技术的出现较好地解决了此类铝合金的焊接问题。FSW是一种新型低温固相连接技术，其基本原理是将一个旋转着的耐高温搅拌头端部搅拌针缓慢插入两被焊金属材料的接缝中，依靠搅拌头的高速旋转与两焊件接触边缘产生的摩擦热，使接缝处金属产生塑性软化区，其中旋转搅拌头周围塑性软化区金属受到搅拌、挤压，并随着搅拌针沿焊缝向后流动，形成塑性金属流动，随后在搅拌针离开后的冷却过程中，接缝处金属形成固相焊接接头[2]。采用搅拌摩擦焊焊接7075铝合金获得的焊接接头力学性能与传统工艺相比优势明显，但焊接过程中的工艺参数对其接头性能有着重要影响[3]。目前，国内大部分学者关于7075铝合金搅拌摩擦焊的研究主要着重于接头组织性能和断口形貌的分析、焊后热处理及疲劳裂纹扩展特性[4-7]，而本研究从焊接工艺参数着手，研究焊接热输入对接头组织及其缺陷的影响，为避免接头缺陷、提高焊接质量提供理论依据，为搅拌摩擦焊的发展推广奠定基础。

1 试验材料和方法

1.1 试验材料和搅拌头

选用7075-T651铝合金板材进行搅拌摩擦焊试验，其化学成分如表1所示，板材尺寸110 mm×60 mm×6.35 mm。

表1 7075铝合金化学成分 %

本试验所用搅拌头为锥形、带右旋螺纹，搅拌头的材料为Cr12MoV合金工具钢，轴肩直径18mm，搅拌针长为6.0 mm，搅拌针根部和端部直径分别为6.3 mm和4.8 mm，搅拌头外形如图1所示。

图1 搅拌头实物

1.2 工艺试验

采用XKA5032立式数控铣床进行搅拌摩擦焊试验。在轴肩下压量均为0.3 mm的条件下，分别选取五组旋转速度和焊接速度进行组合试验，如表2所示。焊后拍摄各焊缝宏观形貌，沿垂直焊缝方向截取金相试样，截取的金相试样用Keller试剂（1 ml HF、1.5ml HCl、2.5ml HNO3和 95ml H2O）进行腐蚀，时间为35s。试样腐蚀后，在OLYMPUS GX71光学金相显微镜下观察、拍摄金相微观组织照片。

表2 焊接工艺参数

2 试验结果和讨论

FSW实质是以摩擦热为焊接热源的焊接方法，通过比较焊接热输入的大小评价焊接接头性能的优劣是一种有效的手段。Arbegast等人[8]提出使用伪热指数χ表征焊接热输入参数

式中χ为无量纲参数；ω为旋转速度（单位：r/min）；vf为焊接速度（单位：mm/min）；hf为搅拌工具轴肩压入工件表面深度（单位：mm）。Arbegast等人通过试验证实了χ与焊接热输入呈线性比例关系，当伪热指数χ越大时，焊接热输入越大，当伪热指数χ越小时，焊接热输入越小。该指数可以用于解释“热”或“冷”工艺参数范围对FSW焊缝的影响。

根据式（1）分别计算出本试验中各焊接试样的伪热指数χ，所得结果如表3所示。

表3 各试样伪热指数

2.1 焊接热输入对焊缝表面形态的影响

各试样在不同的工艺参数下获得的焊接接头的外观照片如图2所示。

由图2和表3可知，伪热指数χ较小的1#和2#接头，其表面成型良好，没有飞边的产生并且其表面鱼鳞纹光亮且细密。而伪热指数较大的3#和4#接头，其表面成型则较差，产生了一定的飞边，且在表面细密的鱼鳞纹上形成了粗糙的毛刺。伪热指数最大的5#接头表面成型最差，产生了较大的飞边，表面鱼鳞纹不仅形成了粗糙的毛刺还发生了起皮。

飞边缺陷通常是由焊缝中部分塑性材料从轴肩两侧挤出，冷却后形成的一种缺陷[9]，一般出现在搅拌针插入位置的轴肩外缘和焊缝后退侧。在搅拌针插入阶段，随着搅拌针的插入，被焊工件中的材料被逐渐挤出，材料挤出量与插入的搅拌针体积相当。在搅拌针插入后作短暂的停留，被搅拌针挤出的部分材料在搅拌头轴肩的旋转挤压作用下平铺在焊缝表面，少量材料被挤出轴肩外缘形成飞边。搅拌摩擦焊过程中的热输入越高，焊缝中金属发生软化的程度越大，特别是与轴肩接触部分的金属，随着该部分金属软化程度和流动性的增大，其轴肩接触紧密度增加，从而软化的金属更易在轴肩的挤压作用下溢出轴肩外缘，冷却后形成飞边。

在搅拌摩擦焊焊接过程中，搅拌头轴肩下表面与工件表面发生摩擦，当焊接热输入较大时，工件表面的部分上层材料与搅拌头轴肩可能发生粘结，随着搅拌头的向前行进，部分软化金属而与工件表面的材料发生撕裂形成毛刺，导致表面成型粗糙，而热输入较小时则不会有该现象的发生。

图2 各试样焊接接头表面形貌

2.2 焊接热输入对焊缝微观组织的影响

各试样的焊核区微观组织如图4所示。图4中各试样的焊核区组织均为与母材组织有着显著差别的均匀细小的再结晶等轴组织。这是由于焊核区在搅拌头强烈机械搅拌作用以及局部摩擦产生的强烈高温作用下发生了完全动态再结晶，使得母材的原始纤维状组织（见图3）全部转变为细小的等轴晶组织。比较图4中各试样焊核区的晶粒大小，发现图4e的晶粒组织明显比图4a~4d的晶粒组织粗大，其中图4a的组织晶粒最为细小。结合表3的伪热指数χ分析可知，随着伪热指数χ的增大，即随着焊接热输入的增大，焊核区晶粒尺寸逐渐增大。这主要是由于当焊接热输入增大时，焊核区在搅拌头强烈机械搅拌作用和局部摩擦作用下所达到的温度随着升高，焊核区晶粒在动态再结晶晶核形成后的高温停留时间延长，因而再结晶晶核形成后晶粒长大的时间延长，使得晶粒尺寸变大。

图3 母材组织

2.3 焊接热输入对焊缝孔洞缺陷的影响

在搅拌摩擦焊过程中，搅拌针前进侧金属最先随搅拌针旋转，此处材料被带走形成了一个瞬时空腔，且前进侧的瞬时空腔是最后才由后退侧金属回填，若金属回填不及时，则易在前进侧形成孔洞型缺陷[9]。各试样在不同的工艺参数下获得的试样焊缝横截面形貌如图5所示。图5a中，伪热指数χ最小的1#试样焊缝具有明显的孔洞缺陷，该缺陷出现于焊缝前进侧的焊核区与热机影响区的交界处，而在图5e中伪热指数χ最大的5#试样焊缝处则无明显的孔洞缺陷，随着伪热指数χ的增大，孔洞缺陷的面积逐渐减小。

图4 各试样焊缝焊核区微观组织

图5 各试样焊缝横截面的孔洞形貌

根据图5中各孔洞缺陷的尺寸和大小可将其分为三个类型，即隧道型孔洞缺陷（1#试样）、疏松型孔洞缺陷（2#）以及裂纹型孔洞缺陷（3#试样和4#试样）。隧道型孔洞缺陷是由于焊接热输入严重不足，焊缝中塑性金属软化不足、流动性不佳导致焊缝中空隙得不到填充造成，这种孔洞贯穿于整个焊缝，如隧道一般。疏松型孔洞缺陷的特点是在焊缝中呈分散的多个小孔洞，主要是因为焊缝中金属挤压不致密造成，另外还与焊缝中焊接热输入较少、塑性金属软化不足有关。裂纹型孔洞缺陷的产生原因与疏松型孔洞缺陷类似。

3 结论

（1）对7075-T651铝合金进行搅拌摩擦焊，焊接热输入较小时，可获得成型良好、无飞边、表面鱼鳞纹细密光亮的接头外观。

（2）焊核区由于受到搅拌头的摩擦热作用和机械搅拌作用，原始的母材破碎并发生了动态再结晶，最终组织形态呈细小等轴晶。焊核区晶粒大小与焊接热输入大小成正比，即热输入越大，焊核区晶粒越大。

（3）焊接热输入不足可能导致隧道型孔洞缺陷的产生，当伪热指数χ为0.63时，接头孔洞面积最大，随着伪热指数χ的增大，孔洞缺陷的面积逐渐减小。

[1]王希靖，孙桂苹.7075铝合金搅拌摩擦焊接头组织及性能[J].宇航材料工艺，2008（6）：77-80.

[2]杨新岐，秦红珊.铝合金搅拌摩擦焊技术研究存在的问题及趋势[J].焊接，2009（7）：24-33.

[3]贺幼生.7075搅拌摩擦焊组织性能研究[J].株洲工学院学报，2006，20（2）：56-58.

[4]亚 娟，栾国红，严 铿.5A05(LF5)铝合金搅拌摩擦焊接头的组织和性能[J].焊接技术，2005，34（4）：15-17.

[5]何 淼，张 健，李 光，等.7075铝合金FSW接头不同板厚的微观组织和腐蚀[J]，航空制造技术，2009（18）：69-71.

[6]沈 洋，王快社，吕 爽，等.7075铝合金搅拌摩擦焊研究[J].特种铸造及有色合，2007，27（2）：145-147.

[7]贺地求，邓 航，周鹏展.7075－T6铝合金搅拌摩擦焊疲劳裂纹扩展特性[D].天津：天津大学，2006.

[8]William J Arbegast.Friction stir welding and aircraft applications[R/OL].Advanced Materials Processing Center(AMP)，South Dakota School of Mines and Technology(SDSMT)，http：//ampcentersdsmt.edu/2000/presentation_files/AARFS%200EM%20WPAFB%20FSW%20Repairs%20Rev%20Final07112007.pdf，2007-6-5.a.

[9]王过庆，赵衍华.铝合金的搅拌摩擦焊接[M].北京：中国宇航出版社，2010.