A7N01鋁合金薄板激光-電弧復合焊接接頭組織與力學性能研究

張 杰，劉 勃，陸欣紅，趙錫龍，何 峰

(1.甘肅省特種設(shè)備安全技術(shù)檢查中心，甘肅 蘭州 730070；2.蘭州交通大學 材料科學與工程學院，甘肅 蘭州 730070；3.中國鐵路蘭州局集團有限公司 嘉峪關(guān)工務段, 甘肅 嘉峪關(guān) 735100)

A7N01鋁合金屬于Al-Zn-Mg系鋁合金，具有較高的比強度和良好的耐蝕性，廣泛應用于航空航天、軌道交通和醫(yī)療器械等領(lǐng)域[1-4]。隨著高鐵技術(shù)的不斷發(fā)展，歐洲和日本均大量采用該材料來充當高速列車的骨架型材。國內(nèi)學者對7×××系鋁合金的焊接性能進行了大量研究。汪認等人[5]研究了A7N01鋁合金薄板激光-MIG復合焊接工藝，隨著焊接速度不斷增加，焊縫表面易出現(xiàn)咬邊缺陷，其焊縫內(nèi)部易出現(xiàn)氣孔，導致其接頭力學性能明顯降低。當鋁合金薄板與熱源之間的距離保持在1 mm～4 mm時，可獲得最佳的焊縫成形和良好的接頭力學性能。倪維源等人[6]研究了A7N01鋁合金MIG焊接接頭的組織與力學性能，熱影響區(qū)存在粗大的化合物Al8Fe2Si，由于該化合物的存在導致其接頭疲勞裂紋易于在熱影響區(qū)萌生。孟立春等人[7]采用攪拌摩擦焊接方法對5.5 mm厚7N01鋁合金進行焊接試驗，在確定最佳焊接工藝的基礎(chǔ)之上，發(fā)現(xiàn)焊接接頭抗拉強度約為母材抗拉強度的80%。然而，對于A7N01鋁合金激光-電弧復合焊接接頭組織與力學性能研究相對較少。本試驗在確定最佳焊接工藝的基礎(chǔ)之上，對A7N01鋁合金激光-電弧復合焊接接頭的組織與力學性能進行研究。

1 試驗方法

1.1 試驗

試驗選用4 mm厚的A7N01鋁合金薄板，其化學成分如表1所示。利用激光-電弧復合焊接方法進行焊接試驗，如圖1所示，焊接過程中激光在前，MIG焊在后，激光波長為1.06 μm，光斑直徑為0.4 mm，最大輸出功率為4 kW，弧焊設(shè)備為福尼斯TPS4000，填充金屬為ER5356焊絲，直徑1.2 mm。焊前對鋁合金薄板表面進行打磨，去除待焊薄板表面的氧化膜和油污，焊接工藝參數(shù)如表2所示。對焊接接頭進行電解拋光，拋光劑為10%高氯酸+90%酒精，腐蝕電壓為10 V，電流為0.5 A，拋光時間為8 min。采用Koll試劑對其接頭進行腐蝕，觀察接頭宏觀形貌和微觀組織。采用FM-700型維氏顯微硬度計對接頭進行顯微硬度試驗，壓頭載荷為1 000 N，保載時間15 s，點距0.05 mm。采用Ag-IS 10 kN萬能試驗機對其進行平板拉伸試驗，對焊縫余高進行打磨，拉伸試樣如圖2所示。

圖1 激光-電弧復合焊接原理圖Fig.1 Schematic diagram of laser-arc hybrid welded joint

表1 A7N01鋁合金的化學成分(質(zhì)量分數(shù)/%)Table 1 Chemical composition of A7N01 aluminium alloy(wt/%)

表2 焊接工藝參數(shù)Table 2 Welding parameter of A7N01 aluminum alloy laser-arc hybrid welded joint

圖2 拉伸試樣Fig.2 Tensile specimens

1.2 有限元模型

利用商業(yè)有限元軟件模擬焊接接頭的宏觀拉伸試驗，如圖3所示，該模型被離散為6056個網(wǎng)格單元，其單元類型為C3D8R，共有7 940個節(jié)點。利用GTN損傷模型來描述A7N01鋁合金激光-電弧復合焊接接頭的損傷演化。GTN模型由gurson[8]首先提出，后來Tvergarden和Needleman[9]對Gurson模型進行了再計算和補充修正，引入了三個參數(shù)q1、q2、q3得到了GTN損傷模型GTN模型的屈服函數(shù)：

(1)

式中：

x—孔洞體積分數(shù)；

f*—為損傷變量，是孔洞體積分數(shù)x的函數(shù)；

σm—靜水壓力；

σeq—宏觀等效應力；

σy—屈服應力；

q1、q2、q3—校準參數(shù)。

圖3 有限元模型Fig.3 Finite element model of tensile test

2 結(jié)果與討論

2.1 焊縫組織與顯微硬度分布

A7N01鋁合金激光-電弧復合焊接接頭的宏觀形貌，如圖4所示。從圖4可以看出，焊縫正面和焊縫背面成形良好。從焊縫橫截面形貌可以看出，整個焊縫呈現(xiàn)“杯錐狀”，焊縫上表面熔寬較單純激光焊縫上表面熔寬處寬，可以有效防止單純激光焊縫的咬邊現(xiàn)象。焊縫熔深明顯深于單純電弧焊縫熔深，可以有效防止焊縫背面成型不良的問題。

圖4 焊接對接接頭宏觀形貌Fig.4 Macro morphologies of welded joint

焊接接頭各微區(qū)顯微組織如圖5所示。從圖5a圖中可以看出，熱影響區(qū)是由細晶區(qū)和粗晶區(qū)組成，主要是由于焊接過程中熱傳導不均勻所導致。從圖5b可以看出，焊接接頭的焊縫區(qū)域的組織較為粗大，焊縫宏觀形貌呈現(xiàn)“杯錐狀”分布。

圖5 熱影響區(qū)和焊縫區(qū)域微觀組織形貌Fig.5 Microstructure of each area in welded joint and heat affected zone

焊接接頭各個微區(qū)的顯微硬度分布如圖6所示，焊縫區(qū)域的顯微硬度值為107 HV0.5～138 HV0.5，要略低于熱影響區(qū)和母材區(qū)域的顯微硬度值(126 HV0.5～138 HV0.5)。試驗所用填充焊絲為ER5356，其w(Mg)接近5%，可以有效防止由于熔池溫度較高而導致的Mg元素的燒損，并抑制熱影響區(qū)粗大的化合物Al8Fe2Si的形成。而焊縫硬度低于母材的，整個焊縫力學性能分布呈現(xiàn)硬夾軟分布。由于復合焊縫呈現(xiàn)“杯錐狀”分布，總體上焊縫區(qū)域面積較小。

圖6 對接接頭顯微硬度分布圖Fig.6 Hardness of each area in whole welded joint

2.2 拉伸試驗及其有限元模擬

從平板拉伸試驗宏觀斷口形貌(如圖7)可以看出，拉伸試樣(除焊縫區(qū)存在明顯氣孔的之外)都斷在熱影響區(qū)靠近母材處。因此，激光-電弧復合焊接方法在較高焊接速度時，可以有效提高焊接接頭的力學性能。通過拉伸試驗的有限元模擬結(jié)果(如圖8)可以看出，隨著載荷的不斷增加，母材靠近熱影響區(qū)出現(xiàn)了明顯的應力集中。這主要是由于焊縫區(qū)的力學性能相對于母材和熱影響區(qū)的低，但焊縫尺寸相對較小。當載荷的不斷增加時，首先發(fā)生塑性變形的區(qū)域主要出現(xiàn)在焊縫區(qū)。隨著載荷繼續(xù)增加，焊縫區(qū)由于拉伸變形而產(chǎn)生加工硬化，因此導致焊接接頭中塑性相對較低的熱影響區(qū)附近出現(xiàn)一定變形，最終在該區(qū)域出現(xiàn)了失效斷裂。此時，該區(qū)域的Mises峰值應力達到了387 N/mm2，其等效塑性應變?yōu)?.48。從孔洞體積分數(shù)演化云圖(圖8e)也可以看出，隨著載荷的增加，拉伸試樣的孔洞體積分數(shù)不斷增加。該孔洞體積分數(shù)主要由孔洞長大體積分數(shù)和孔洞形核體積分數(shù)組成，孔洞體積分數(shù)峰值達到1.7%，最終試樣出現(xiàn)失效斷裂。

圖7 拉伸試樣宏觀斷口形貌Fig.7 Macroscopic fracture morphology of tensile test

圖8 終了迭代步有限元計算結(jié)果Fig.8 The finite element calculation results of the final iteration step

3 結(jié) 論

本試驗研究了A7N01鋁合金激光-電弧復合焊接接頭的微觀組織及顯微硬度的變化規(guī)律，通過對接頭進行金相試驗，顯微硬度試驗和宏觀拉伸觀察。同時，結(jié)合有限元模擬深入分析焊接接頭的宏觀拉伸條件下的應力演變，得出如下結(jié)論：

1)A7N01鋁合金激光-電弧復合焊接接頭焊縫正面和背面成形良好，焊縫區(qū)和熱影響區(qū)的組織較為粗大，焊縫宏觀形貌成杯錐狀分布，部分焊縫區(qū)存在少量氣孔。焊縫區(qū)的顯微硬度值略低于其母材區(qū)和熱影響區(qū)的。

2)除焊縫區(qū)存在氣孔的試樣之外，接頭宏觀拉伸試樣都斷裂在熱影響區(qū)靠近母材處。在驗證模型準確性的基礎(chǔ)上，通過有限元模擬焊接接頭的拉伸試驗，其最大Mises應力值達到387 N/mm2，此時所對應孔洞體積分數(shù)為1.7%。