超聲輔助鎂合金攪拌摩擦焊接頭厚度方向組織與性能研究

張叢楠，徐茂友，衛(wèi)成剛，章宇盟，楊代立，陳書錦，于倫鑄，蘆 笙*

(1.江蘇科技大學(xué) 先進(jìn)焊接技術(shù)省級重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，鎮(zhèn)江 212100) (2.南京雷爾偉新技術(shù)股份有限公司，南京 211800)

鎂合金具有比強(qiáng)度高等優(yōu)點(diǎn)，但其比熱容和熔化潛熱小，采用熔焊方法容易產(chǎn)生氣孔等缺陷，影響接頭性能[1].為拓寬鎂合金的應(yīng)用領(lǐng)域，研究人員提出用攪拌摩擦焊(friction stir welding, FSW)來解決其焊接性問題.攪拌摩擦焊具有綠色環(huán)保、焊縫成型好、接頭性能優(yōu)越等優(yōu)點(diǎn)[2].而研究表明，鎂合金FSW工藝窗口較窄[3-4]，且FSW是一個(gè)復(fù)雜的熱力耦合過程，其雜亂的傳質(zhì)傳熱和塑性流變過程會(huì)導(dǎo)致焊接過程的溫度場、塑性流場及接頭的組織性能在三維尺度上呈現(xiàn)出不對稱、不均勻、非連續(xù)性特征[5-6].文獻(xiàn)[7-8]對FSW焊縫各區(qū)的組織結(jié)構(gòu)進(jìn)行了分析.研究表明，在厚度與寬度方向上，焊縫各位置的晶粒尺寸和最大織構(gòu)強(qiáng)度有明顯差異，塑性變形能力及機(jī)制也各不相同，進(jìn)而對性能產(chǎn)生影響.FSW的“三維不對稱非線性梯度”特征使得焊接過程中易出現(xiàn)隧道、未焊合等缺陷，從而降低接頭的力學(xué)性能，限制了FSW在輕合金連接中的應(yīng)用.

為解決上述問題，研究人員將外加輔助能量施加于FSW過程中，實(shí)現(xiàn)對焊接工藝及接頭性能的優(yōu)化[9]，其中超聲輔助攪拌摩擦焊(ultrasonic vibration friction stir welding,UFSW)最受關(guān)注.超聲波在焊接過程中起主要作用的為振動(dòng)效應(yīng)和體積效應(yīng).振動(dòng)效應(yīng)可以使塑化金屬晶粒在焊縫成型過程中吸收超聲能量而高頻率振動(dòng)，金屬微?；钚栽鰪?qiáng)，流動(dòng)加劇的同時(shí)晶粒被震碎，為再結(jié)晶形核提供了條件，從而起到細(xì)化晶粒的作用；其體積效應(yīng)也可以改善材料流動(dòng)性，減小金屬材料的屈服應(yīng)力和流變應(yīng)力，有利于焊接過程的進(jìn)行，提高接頭力學(xué)性能[10].文獻(xiàn)[11]將超聲振動(dòng)施加在攪拌摩擦焊過程中.結(jié)果表明，超聲振動(dòng)可以使焊縫金屬原子的移動(dòng)能力增強(qiáng)，從而細(xì)化攪拌區(qū)晶粒，提高接頭力學(xué)性能.

目前UFSW研究主要集中在鋁合金領(lǐng)域[12-13]，且對焊縫厚度方向上組織和性能的研究較少.因此本研究以AZ31B鎂合金為研究對象，把超聲振動(dòng)作為外加輔助能量施加在攪拌頭后方的已焊工件上，對比常規(guī)以及超聲輔助兩種焊接條件下鎂合金FSW接頭厚度方向的微觀組織演變及性能差異，驗(yàn)證超聲振動(dòng)對鎂合金FSW接頭厚度方向組織和性能的改善作用.

1 試驗(yàn)材料與方法

焊接基材為4 mm厚AZ31鎂合金，化學(xué)成分如表1.焊接設(shè)備型號為FSW-3LM-002，工具轉(zhuǎn)速1 500 r·min-1，焊速50 mm/min，主軸傾角2.5°.攪拌工具材料為H13鋼，具體尺寸如表2.

表1 AZ31鎂合金化學(xué)成分

表2 攪拌工具尺寸

試驗(yàn)所采用超聲振動(dòng)裝置功率為500 W，頻率為20 kHz，施加于針后方的已焊工件上，施振點(diǎn)距攪拌工具40 mm，施振角度為30°.施加方式如圖1.

圖1 超聲施加方式

焊后截取兩種焊接條件下接頭中間穩(wěn)定段試樣，用于宏觀形貌及微觀組織觀察、硬度和拉伸性能測試.金相試樣經(jīng)打磨、拋光、腐蝕后，使用VHX-900超景深顯微鏡和ZEISS金相顯微鏡進(jìn)行宏觀形貌與微觀組織觀察.根據(jù)GB/T 6394-2017中的截點(diǎn)法，利用式(1)求得晶粒度等級，接著根據(jù)對照表查出對應(yīng)的晶粒尺寸大小.硬度測試設(shè)備型號為KB-30S，壓頭載荷為1.96 N，保載20 s，其布點(diǎn)示意如圖2.拉伸試驗(yàn)根據(jù)GB/T 16865-2013在焊縫穩(wěn)定段選取拉伸試樣，進(jìn)行試驗(yàn)后選取同條件同位置拉伸試樣，將其沿厚度方向平均分為上中下三層，用CMT5205拉伸試驗(yàn)機(jī)以2 mm/min的拉伸速率對試樣進(jìn)行分層拉伸，計(jì)算出抗拉強(qiáng)度和延伸率，并用JSM-6480掃描電鏡掃描斷口，分析斷裂類型.

3.288

(1)

圖2 硬度測試點(diǎn)

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 宏觀形貌與微觀組織

焊縫截面宏觀形貌是FSW焊接工藝評價(jià)的一項(xiàng)重要參考標(biāo)準(zhǔn)，如圖3，試驗(yàn)選取焊縫上層軸肩影響區(qū)(Ⅰ)、中層針影響區(qū)(Ⅱ)、下層焊縫底部區(qū)域(Ⅲ)3個(gè)典型位置進(jìn)行寬度測量.

圖3 焊縫宏觀形貌

可以看出，F(xiàn)SW和UFSW兩種條件下接頭橫截面輪廓均為上寬下窄的“淺漏斗狀”.上部材料受直徑較大軸肩的機(jī)械攪拌作用，焊后形成攪拌區(qū)的輪廓較寬；而焊縫中下部材料距軸肩較遠(yuǎn)，只在攪拌針作用下發(fā)生變形，因此形成的焊縫相對較窄.施加超聲后，位置I、II、III處焊縫寬度相比常規(guī)條件分別增寬1.14、1.26、0.64 mm，這表明導(dǎo)入焊縫的超聲振動(dòng)可以使焊縫區(qū)金屬微粒高頻振動(dòng)產(chǎn)熱，進(jìn)而變形抗力下降，流變行為增加，所以攪拌區(qū)域流動(dòng)范圍變廣[14].而縱向?qū)Ρ瓤梢钥闯?，施加超聲后焊縫中上層寬度擴(kuò)大較為明顯，這是因?yàn)槌曨^直接放置于試板上表面，超聲能量傳遞至焊縫底層時(shí)損耗較多，使得底層改善效果弱于中上層.

圖4為兩種條件下焊核區(qū)厚度方向的微觀組織.用截線法結(jié)合晶粒度等級與晶粒尺寸對應(yīng)表得出，常規(guī)條件下焊核區(qū)從上到下各區(qū)域平均晶粒尺寸依次為11.6、13.8、9.4 μm.焊縫上中部區(qū)域受軸肩及攪拌針共同影響，產(chǎn)熱較大.上層材料暴露在空氣中，且與超聲頭直接接觸，熱量可以充分散失；而中部區(qū)域散熱受阻，高溫停留時(shí)間較長，因此晶粒最為粗大[6].焊縫底部區(qū)域距軸肩較遠(yuǎn)，熱塑性變形程度遠(yuǎn)小于中上層，產(chǎn)熱較小，同時(shí)熱量通過底部墊板得到有效散失，因此晶粒長大受到抑制，晶粒最細(xì)小.施加超聲輔助后，焊核區(qū)從上到下各區(qū)域平均晶粒尺寸依次為8.8、9.1和8.5 μm，相比常規(guī)FSW晶粒尺寸均有減小，且上中部晶粒細(xì)化較為明顯.這可能是由于超聲導(dǎo)入焊縫后，金屬微粒吸收超聲能量活性增強(qiáng)，振動(dòng)加劇，將焊接過程中產(chǎn)生的再結(jié)晶晶粒震碎，對正處于動(dòng)態(tài)再結(jié)晶過程中的焊縫金屬組織起到細(xì)化晶粒的作用，同時(shí)鈦合金的超聲頭接觸試板上表面時(shí)會(huì)起到一定的散熱作用，有效抑制了再結(jié)晶晶粒的長大，使得焊縫晶粒尺寸更為細(xì)小.但傳遞至底部的超聲能量損耗過多，且底部晶粒本身最為細(xì)小，因此超聲對焊縫底部組織的改善效果不明顯.

圖4 焊核區(qū)厚度方向顯微組織

2.2 顯微硬度

AZ31鎂合金在攪拌摩擦加工后幾乎不產(chǎn)生析出相或固溶相，其硬度值主要受晶粒大小的影響.圖5為兩種條件下接頭3條橫向測試點(diǎn)的顯微硬度分布圖(D1為到焊縫中心線的距離).可以看出，焊縫硬度分布呈“W”型.除母材外，焊核區(qū)硬度值最高，而前進(jìn)側(cè)熱機(jī)影響區(qū)(AS-TMAZ)最低，這可能是因?yàn)锳S-TMAZ兩側(cè)材料流動(dòng)方向相反，形成的焊縫組織致密性較差，硬度較低.施加超聲輔助后，焊縫區(qū)域硬度整體提高，AS-TMAZ處硬度提升最為明顯.

圖5 焊縫顯微硬度

由金相組織試驗(yàn)得到超聲振動(dòng)可以起到細(xì)化晶粒的作用，而根據(jù)霍爾佩奇公式(式(2))可知，晶粒尺寸越小，對應(yīng)區(qū)域的顯微硬度值越高[15].

(2)

式中：HV為顯微硬度值；KH為常數(shù)；d為晶粒大小.

因此施加超聲后，整個(gè)焊縫區(qū)域硬度均有所提高.此外超聲振動(dòng)施加于后方已焊工件上時(shí)，超聲在整體化的材料中傳遞至正在焊接區(qū)域，降低焊接阻力，改善了焊接時(shí)形成焊縫材料的流動(dòng)性，塑化金屬于針后方由后退側(cè)向前進(jìn)側(cè)的回填更充分，使得前進(jìn)側(cè)區(qū)域更加密實(shí)，薄弱區(qū)得到改善，硬度提升最為明顯.

圖6為焊核區(qū)厚度方向各測試點(diǎn)的硬度值(D2為焊縫上表面的距離)，結(jié)合圖5中三層的硬度分布可以得知，常規(guī)條件下軸肩影響區(qū)硬度值最高，焊縫底部區(qū)域次之，中層針影響區(qū)硬度值最低.施加超聲后，各層硬度值均有所上升，其中針影響區(qū)最為明顯.這一現(xiàn)象也可以從公式(2)中得到解釋，由金相試驗(yàn)得知，焊縫中層晶粒最粗大，因此硬度值最低.而施加超聲輔助后，焊縫晶粒細(xì)化，焊縫區(qū)域材料填充更充分，硬度得到提升.而觀察超聲輔助條件下厚度方向的硬度值可以得出，超聲條件下焊縫中層針影響區(qū)硬度值高于頂層與底層，這可能是因?yàn)槌暷芰繉?dǎo)入焊縫后，塑化金屬流動(dòng)性加劇，形成焊縫過程中材料的塑性流場更為復(fù)雜，在中間層區(qū)域經(jīng)過復(fù)雜的熱機(jī)過程出現(xiàn)大量位錯(cuò)塞積，宏觀上即表現(xiàn)為該測試點(diǎn)硬度值較高.

圖6 焊核區(qū)厚度方向顯微硬度

2.3 拉伸性能

圖7為多次試驗(yàn)測得AZ31鎂合金兩種條件接頭及母材拉伸試樣的平均抗拉強(qiáng)度及斷后延伸率.

圖7 平均抗拉強(qiáng)度及斷后伸長率

從圖中可以看出常規(guī)條件下接頭強(qiáng)度約為母材強(qiáng)度的86%左右，超聲輔助條件下接頭拉伸試樣的平均抗拉強(qiáng)度達(dá)到了母材的92%，斷后延伸率也得到明顯提升.分析原因可能為：在焊接過程中，高速旋轉(zhuǎn)的攪拌頭將焊縫材料打碎，焊縫溫度升高使得周圍的母材金屬受熱軟化.施加超聲輔助后，焊縫周圍金屬微粒吸收能量，振動(dòng)加劇，晶粒得到細(xì)化，同時(shí)金屬材料變形抗力降低，材料變形更容易，流動(dòng)性提高，攪拌頭后方瞬時(shí)空腔填補(bǔ)更為充分，從而改善了接頭的力學(xué)性能.

通過掃描電子顯微鏡對兩種條件下斷口表面進(jìn)行掃描分析，得到圖8所示斷口形貌，左圖為特征區(qū)域50倍宏觀表面，右圖為方框所示位置放大到1 000倍后的微觀形貌.從低倍圖中可以看到兩種條件下試樣受剪切力作用發(fā)生剪切斷裂后形成的剪切平臺.在高倍視場下可以觀察到，圖8(a)中FSW斷口形貌中出現(xiàn)了大小相間的剪切型韌窩、解理臺階和撕裂棱，呈現(xiàn)的斷裂類型以脆性斷裂為主.相比于常規(guī)條件，圖8(b)中UFSW斷口形貌中韌窩數(shù)量明顯增加，尺寸減小，總體上分布更加均勻，呈現(xiàn)出微孔聚集型的斷裂特征.

圖8 拉伸試樣斷口形貌

為進(jìn)一步對比分析焊縫厚度方向各層的力學(xué)性能，試驗(yàn)將拉伸試樣分為上、中、下三層.圖9為兩種條件下接頭各層的拉伸強(qiáng)度和斷后伸長率.

圖9 分層拉伸試樣抗拉強(qiáng)度

總體來看，中上層試樣抗拉強(qiáng)度及延伸率較高，下層性能相比中上層明顯較低，約為母材性能的50%.這是因?yàn)楹附訒r(shí)所用的攪拌針的長度需小于試板的厚度，一方面是為了減少攪拌針的磨損，另一方面是為了防止焊穿試板，對焊接機(jī)器造成傷害，所以這就會(huì)造成底部區(qū)域出現(xiàn)未焊合現(xiàn)象.拉伸過程中，裂紋從未焊合處萌生并急劇擴(kuò)展，使得下層試樣易于斷裂.對比兩種條件下，施加超聲輔助后，中上層拉伸試樣抗拉強(qiáng)度提高約15%，下層試樣抗拉強(qiáng)度提高約30%.斷后伸長率變化趨勢與抗拉強(qiáng)度基本一致.說明施加超聲振動(dòng)后，晶粒細(xì)化，材料流動(dòng)性提高，促進(jìn)了底層材料的混合，縮小了焊縫底部的未焊合區(qū)域，從而提高接頭特別是焊縫下層區(qū)域的力學(xué)性能.而縱向?qū)Ρ热龑釉嚇訌?qiáng)度，可以看出施加超聲未能有效解決厚度方向上性能不均勻的問題，超聲傳遞至底部時(shí)損耗較嚴(yán)重，因此后續(xù)需對接頭背表面加以改善措施來達(dá)到提高厚度方向均勻性的目的.

通過對各焊接條件下焊接接頭分層試樣斷口進(jìn)行形貌掃描發(fā)現(xiàn)中上層區(qū)域的斷口形貌與其所對應(yīng)條件下平面拉伸試樣的斷口形貌基本一致，圖10中(a)和(d)分別對應(yīng)常規(guī)條件、超聲輔助條件下焊縫下層拉伸試樣斷口形貌的50倍SEM掃描圖.圖10(b)、(c)、(e)分別為對應(yīng)區(qū)域的500倍放大圖.

圖10 下層拉伸試樣斷口形貌

從圖10(a)可知常規(guī)條件下層斷口形貌出現(xiàn)區(qū)域分割現(xiàn)象.圖10(c)為薄片試樣的底部，其表面光滑平整，既無韌窩也無材料間的撕裂痕跡，為典型的未焊合形貌.圖10(b)中的微觀形貌分為兩部分區(qū)域，靠近右側(cè)部分出現(xiàn)河流花樣，為典型的解理斷裂.但在左側(cè)部分(即薄片上面部分)有韌窩存在，出現(xiàn)塑性斷裂行為的特征.這是因?yàn)樵嚇釉诶爝^程中，裂紋源從未焊合處萌生，接著沿與水平面約成45°角的方向擴(kuò)展，此時(shí)裂紋擴(kuò)展所經(jīng)過的區(qū)域材料間的連接強(qiáng)度較差，出現(xiàn)河流狀花紋.當(dāng)裂紋擴(kuò)展至薄片上部區(qū)域時(shí)，由于該部分接近攪拌針影響區(qū)，焊接時(shí)材料的流動(dòng)充分，塑性提高，連接強(qiáng)度也較高，因此裂紋擴(kuò)展受阻，所以斷裂后表面出現(xiàn)韌窩.

圖10(e)為圖10(d)下部區(qū)域的500倍放大圖，可以看出在超聲輔助條件下，焊縫底部未焊合區(qū)域基本消失.超聲振動(dòng)的軟化作用擴(kuò)大了焊接過程中攪拌工具作用的范圍，焊核區(qū)底部材料也能夠在超聲振動(dòng)的影響下隨著攪拌針一起運(yùn)動(dòng)，兩側(cè)試板間材料進(jìn)行充分的交流融合，冷卻后形成強(qiáng)度較高的接頭.

3 結(jié)論

(1) 施加超聲振動(dòng)后，焊縫金屬微粒吸收超聲能量，熱運(yùn)動(dòng)加劇，流動(dòng)范圍變廣，進(jìn)而使得焊縫加工區(qū)域整體變寬.

(2) 超聲振動(dòng)導(dǎo)入焊縫表面可以將焊縫晶粒震碎，細(xì)化晶粒，進(jìn)而提高接頭的顯微硬度，對焊縫上中層的改善作用較為明顯.

(3) 常規(guī)條件下接頭的抗拉強(qiáng)度約為母材的86%.施加超聲輔助后，接頭整體的抗拉強(qiáng)度相比常規(guī)條件提高約6%，斷后伸長率提高了3.8%，其中底層拉伸薄片強(qiáng)度提高最為明顯，抗拉強(qiáng)度提高約30%.