張志強，何長樹，趙 夙，趙 驤

(1.東北大學 材料科學與工程學院, 遼寧 沈陽 110819； 2.東北大學 材料各向異性與織構教育部重點實驗室, 遼寧 沈陽 110819； 3.中國科學院 寧波材料技術與工程研究所, 浙江 寧波 315201)

7075鋁合金因其具有高強度和良好的延展性而被廣泛應用于航空航天領域[1]，采用攪拌摩擦焊接(friction stir welding, FSW)可以有效避免焊接裂紋、氣孔等熔焊缺陷[2].對高強度和高硬度材料進行FSW時，為了提供更大的熱輸入來軟化金屬，攪拌頭往往需要承受較大的下壓力和扭矩，這會嚴重影響攪拌頭和焊接設備的使用壽命.近年來，研究人員基于超聲振動輔助金屬成形可以顯著降低材料的屈服應力和流變應力的原理，開發(fā)了超聲輔助攪拌摩擦焊接(ultrasonic assisted friction stir welding, UAFSW)工藝.研究表明超聲振動可顯著促進金屬流動，消除缺陷，提高接頭力學性能[3-5].研究人員在FSW過程中施加超聲振動的方式主要分為兩大類，即將超聲振動直接施加在工件上或施加在攪拌頭上[6-8].其中軸向超聲振動輔助攪拌摩擦焊接方式是將攪拌頭和超聲的換能器變幅桿連為一體，攪拌頭在高速旋轉過程中，超聲換能器會驅動攪拌頭同時作高頻的軸向振動，使超聲能量能夠高效作用于焊縫金屬，顯著提高攪拌區(qū)(stirred zone, SZ)塑化金屬的流動能力.

Tao等[9]在研究2198-T8鋁合金FSW接頭時發(fā)現(xiàn)，SZ的軸肩影響區(qū)與攪拌針影響區(qū)之間存在狹窄的過渡區(qū)，由于該區(qū)發(fā)生了不完全動態(tài)再結晶，呈纖維狀拉長晶粒特征.他們發(fā)現(xiàn)過渡區(qū)的Taylor因子最小，并結合晶界上的鋰元素偏析解釋了接頭在過渡區(qū)位置優(yōu)先發(fā)生斷裂的根本原因，但對過渡區(qū)特征與SZ金屬流動行為的關系沒有進行分析.本研究組對7N01-T4鋁合金UAFSW的研究中也觀察到了類似的過渡區(qū)特征，并發(fā)現(xiàn)軸向超聲振動有助于縮小該區(qū)的尺寸并改善該微區(qū)組織特征[10].毛育青[11]在研究20 mm厚鋁合金FSW焊縫金屬流動行為時發(fā)現(xiàn)，當SZ金屬流動不充分時，軸肩影響區(qū)和攪拌針影響區(qū)結合不緊密，容易形成疏松缺陷.通過改變攪拌針形狀和增加輔助熱源可提高SZ金屬的流動能力，減小甚至消除疏松缺陷.

綜上，SZ的金屬流動行為及其對軸肩影響區(qū)與攪拌針影響區(qū)之間過渡區(qū)微觀組織特征的影響是值得關注的.在UAFSW過程中，超聲變幅桿會驅動攪拌頭沿軸向作高頻運動，這對于促進SZ金屬流動(特別是沿板厚方向)、改善過渡區(qū)組織、消除疏松缺陷以及提高接頭力學性能是非常有利的.因此，本文以7075-T6鋁合金作為焊接材料，重點研究了軸向超聲振動對SZ的微觀組織演變、金屬流動行為和力學性能的影響，以期揭示UAFSW改善SZ組織和提高接頭力學性能的微觀機制.

1 實驗材料和實驗方法

實驗材料為6 mm厚的7075-T6鋁合金軋制板材，接頭形式為對接接頭，焊接方向與板材的軋制方向相同.本實驗在FSW過程中施加軸向超聲振動，即攪拌頭與變幅桿連為一體，攪拌頭在旋轉過程中沿主軸方向作高頻運動，超聲能量直接導入焊縫中.超聲頻率為20 kHz，振幅為10 μm，超聲振動裝置有恒振幅控制系統(tǒng)，在焊接過程中會調整設備的輸出功率以維持振幅不變.UAFSW實驗裝置和攪拌頭幾何尺寸見圖1.采用相同的焊接參數(shù)進行FSW和UAFSW焊接，焊接工藝參數(shù)如表1所示.試板焊接完成后，垂直于焊接方向截取接頭的橫截面金相樣品，經研磨、拋光、腐蝕后，利用光學金相顯微鏡(OLYMPUS-GX71)對接頭進行宏、微觀組織觀察.利用配備了EBSD附件的場發(fā)射掃描電鏡(JEM-7001F)和HKL Channel5軟件，對接頭SZ的再結晶程度和晶粒尺寸進行檢測分析，在電解液硫酸與甲醇的體積比為1∶4，拋光電壓20 V，拋光時間20 s的條件下對EBSD樣品進行電解拋光，步長為0.4 μm.利用場發(fā)射透射電鏡(JEM-2100F)觀察接頭SZ的位錯和析出相形貌，采用電解雙噴法減薄樣品，

圖1 UAFSW實驗裝置和攪拌頭

雙噴液硝酸與甲醇體積比為1∶3.接頭焊后放置一段時間，采用維氏顯微硬度計(Wilson-Wolpert401MVD)對SZ的橫截面進行硬度面分布測量，載荷100 g，加載時間10 s.沿焊接方向截取SZ的拉伸試樣，取樣示意圖和拉伸樣品尺寸如圖2所示，每個焊接參數(shù)在試板上截取3個平行試樣.采用砂紙打磨接頭的上表面，去除弧紋結構.在SANS微機控制電子萬能試驗機上進行拉伸性能測試(拉伸速率5 mm/min)，利用SEM(JOEL-7001F)觀察拉伸斷口形貌.

表1 焊接工藝參數(shù)

圖2 攪拌區(qū)取樣示意圖和拉伸樣品尺寸

2 結果與討論

2.1 焊接接頭宏微觀組織特征分析

圖3為FSW和UAFSW接頭SZ橫截面的宏微觀照片.觀察并未發(fā)現(xiàn)FSW和UAFSW接頭的SZ中有隧道孔缺陷，接頭成形良好.對比觀察發(fā)現(xiàn)，相同參數(shù)下UAFSW接頭的SZ寬度要略大于FSW接頭，這主要是由于超聲振動促進了SZ金屬的流動，從而導致SZ金屬的塑化變形程度變大.但對參數(shù)為1 500 r/min-110 mm/min(1 500-110)的FSW接頭SZ的過渡區(qū)位置觀察發(fā)現(xiàn)，該位置存在明顯的疏松孔洞缺陷(圖3g)，而UAFSW接頭過渡區(qū)并未發(fā)現(xiàn)類似的缺陷，微觀組織為細小的等軸晶粒(圖3h).關于FSW接頭SZ的缺陷，一般認為是由于焊接熱輸入低導致SZ金屬流動不充分而形成的.FSW的主要產熱來源于軸肩，軸肩產熱量可以采用Q=4/3×π2μωPR3進行計算[12]，其中P為下壓力，ω為攪拌頭旋轉速度，μ為摩擦系數(shù)，R為軸肩的直徑.熱輸入可以用q=Q/v，v為焊接速度，將4/3×π2,P,μ和R3的乘積近似看作常數(shù)α，那么q=α×ω/v.通過計算發(fā)現(xiàn)1500-110并不是熱輸入最低的焊接參數(shù)，說明焊接熱輸入不是影響SZ金屬流動行為的唯一因素，需要進一步分析SZ的金屬流動行為.

FSW和UAFSW接頭SZ金屬沿板厚方向流動物理模型如圖4所示，攪拌頭的軸肩和攪拌針上的螺紋驅動SZ金屬從上向下流動，并在螺紋端部脫離攪拌針.由于底部襯板(F)和周圍冷金屬(F0)對攪拌針影響區(qū)金屬的遷移具有阻礙作用，使得攪拌針影響區(qū)金屬向上遷移.攪拌頭的軸肩擠壓軸肩影響區(qū)金屬向下流動，當該部分金屬與向上遷移的攪拌針影響區(qū)金屬匯合時，就形成了SZ.當攪拌頭轉速較高時(1 500 r/min)，攪拌針對其周圍金屬的剪切作用更大，攪拌針邊緣的塑化金屬溫度升高，黏性降低.當攪拌針影響區(qū)的金屬遷移至接頭底部時，在SZ底部發(fā)生堆積而不易向上流動(如圖3c的白色箭頭所示)，導致在軸肩影響區(qū)與攪拌針影響區(qū)之間的過渡區(qū)位置形成疏松缺陷.在UAFSW過程中，除了超聲的聲軟化和應力疊加效應可以顯著降低SZ金屬的屈服應力和流變應力外，沿軸向振動的攪拌針與周圍金屬呈“擠壓-分離-擠壓”的交替接觸狀態(tài)，這也有效避免了攪拌針周圍金屬過熱而導致黏性降低.超聲振動驅使攪拌針對其端部金屬施加額外的高頻鍛壓作用，使SZ底部金屬獲得較高的向上遷移速度，而高頻振動的軸肩也會鍛壓軸肩影響區(qū)的金屬，促使其加速向下運動，利于軸肩影響區(qū)金屬與攪拌針影響區(qū)金屬的匯聚，有效消除過渡區(qū)位置的疏松缺陷.

圖3 不同參數(shù)下獲得的焊縫橫截面形貌

圖4 攪拌區(qū)金屬沿板厚方向流動物理模型

圖5為焊接參數(shù)為1 000-110的FSW和UAFSW接頭SZ中心位置的微觀組織特征.對比發(fā)現(xiàn)，F(xiàn)SW接頭SZ的平均晶粒尺寸為3.3 μm，略大于UAFSW接頭SZ的平均晶粒尺寸(3 μm).FSW和UAFSW接頭SZ的晶粒類型比例如圖5c所示.SZ在較高的溫度下經歷劇烈的塑性變形，形成大量再結晶晶粒，所以兩接頭SZ再結晶晶粒的比例均較高.實驗結果表明UAFSW接頭SZ亞晶粒和變形晶粒的比例略高于FSW接頭.在FSW過程中，SZ金屬的塑化程度很高，高溫下的劇烈形變導致SZ產生大量位錯，部分晶粒內部生成大量亞結構，在熱循環(huán)作用下亞晶界持續(xù)吸收位錯，晶界的取向差發(fā)生改變，最終形成細小的等軸晶.而超聲振動會提高SZ金屬的流動能力，促進位錯滑移，形成更多的亞結構[10].除此之外，超聲振動會增加SZ的局部應變，在局部應變較高的位置將會成為再結晶晶粒的形核質點，所以施加超聲振動細化了SZ的晶粒尺寸.圖6為利用TEM觀察到的FSW和UAFSW接頭SZ的位錯和析出相形貌.SZ經歷短時高溫后，大量析出相會發(fā)生溶解，但是仍有部分析出相和彌散相殘留于基體中.對比FSW(圖6a)，UAFSW的SZ晶粒內部顯示了較多位錯和位錯墻的形貌特征(圖6b和圖6c)，這與Hu等[13]的研究結果是一致的.FSW和UAFSW接頭SZ的析出相主要以GP區(qū)和細小的η′為主(圖6d和圖6e)，兩者GP區(qū)和η′的數(shù)量和尺寸相差不大，這主要是由于超聲振動帶來的熱作用很小，并未對SZ析出相的溶解和析出行為產生顯著的影響.

2.2 接頭攪拌區(qū)顯微硬度測試

焊后自然時效一段時間后，對FSW和UAFSW接頭SZ的橫截面進行顯微硬度測試，結果如圖7所示.通過對比發(fā)現(xiàn)1000-110參數(shù)下獲得的接頭SZ的顯微硬度最高，而1000-70參數(shù)下獲得的接頭SZ顯微硬度較低.這主要是由于高焊接熱輸入會導致SZ再結晶晶粒長大，此外7075母材中的析出相的溶解和粗化程度相對較高，使得SZ的硬度降低.在相同焊接參數(shù)條件下，UAFSW接頭SZ的顯微硬度要略高于FSW接頭，主要由于超聲振動細化了SZ的再結晶晶粒尺寸，細晶強化作用增強.除此之外，可能也與晶內亞結構有關，雖然超聲振動對焊接熱輸入的影響較小，但超聲振動導致SZ內形成大量位錯和位錯墻，位錯強化作用增大，可能也是UAFSW接頭SZ的顯微硬度略高于FSW接頭的另一個原因.

圖5 FSW和UAFSW接頭攪拌區(qū)微觀組織特征

圖6 FSW和UAFSW接頭攪拌區(qū)的位錯和析出相形貌

圖7 FSW和UAFSW接頭攪拌區(qū)橫截面硬度面分布

2.3 接頭攪拌區(qū)的拉伸性能測試

不同焊接參數(shù)下FSW和UAFSW接頭SZ的拉伸應力-應變曲線如圖8所示.通過對比發(fā)現(xiàn)，超聲振動能夠提高接頭SZ的力學性能，力學性能提高主要歸因于超聲振動導致SZ的細晶強化和位錯強化效應增強.表2為FSW和UAFSW接頭SZ的拉伸力學性能，U(1000-110)接頭SZ的力學性能最為優(yōu)異，這與該接頭SZ的顯微硬度最高吻合，平均抗拉強度、屈服強度和延伸率分別達到了515 MPa，284 MPa和17.3%，而F(1500-110)接頭SZ的力學性能最差，這可能與過渡區(qū)的疏松缺陷有關.對F(1500-110)和U(1000-110)接頭SZ的拉伸斷口進行觀察，如圖9所示.F(1500-110)斷口較為平坦，且斷口上部有一明顯條帶(圖9a)，該位置是SZ的過渡區(qū)，過渡區(qū)存在孔洞，韌窩特征不明顯，說明該位置的金屬混合程度較差，疏松缺陷導致SZ的力學性能嚴重惡化.F(1500-110)斷口的中部有大量韌窩，韌窩中有尺寸為10 μm左右的第二相粒子，未觀察到孔洞缺陷特征.在U(1000-110)的斷口并未觀察到疏松缺陷的條帶，斷口的中部和上部位置的形貌特征差別不大，均觀察到大量均勻的韌窩，呈現(xiàn)典型的韌性斷裂特征.這是由于超聲振動促進SZ塑化金屬在板厚方向的流動，塑化金屬混合更充分，細化的組織和更多的亞結構導致其具有更好的力學性能.

圖8 FSW和UAFSW接頭攪拌區(qū)室溫拉伸曲線

表2 接頭攪拌區(qū)的拉伸力學性能

圖9 FSW和UAFSW接頭拉伸斷口形貌

3 結 論

1) 采用高轉速對7075-T6鋁合金進行攪拌摩擦焊接時，容易在攪拌區(qū)的過渡區(qū)位置形成疏松缺陷；施加軸向超聲振動可有效提高攪拌區(qū)金屬沿板厚方向的遷移能力，促進軸肩影響區(qū)金屬與攪拌針影響區(qū)金屬的匯聚，消除過渡區(qū)的疏松缺陷.

2) 施加軸向超聲振動促進攪拌區(qū)形成更多的亞晶和變形晶粒，細化晶粒.UAFSW接頭攪拌區(qū)的顯微硬度要略高于FSW接頭，主要與細晶強化和位錯強化作用增強有關.

3) 施加軸向超聲振動可提高接頭攪拌區(qū)的力學性能，抗拉強度提高10 MPa左右.焊接參數(shù)為1000-110的UAFSW接頭攪拌區(qū)的力學性能最為優(yōu)異，抗拉強度和延伸率分別達到了515 MPa 和17.3%.而焊接參數(shù)為1500-110的FSW接頭攪拌區(qū)的力學性能最差，這主要歸因于過渡區(qū)的疏松缺陷，嚴重惡化其力學性能.