毛育青 ，楊 平 ，黎 寧 ，柯黎明 ，夏志風(fēng) ，張士晶

（1.無損檢測技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（南昌航空大學(xué)），南昌 330063；2.南昌航空大學(xué) 輕合金加工科學(xué)與技術(shù)國防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室，南昌 330063；3.中國航發(fā)沈陽黎明航空發(fā)動(dòng)機(jī)有限責(zé)任公司，沈陽 110043）

0 引言

現(xiàn)代工業(yè)中的許多金屬零部件都需要在高溫、強(qiáng)腐蝕、強(qiáng)電磁場等惡劣環(huán)境中服役，因而對(duì)這些零部件的綜合性能提出了更高的要求。但是，有些結(jié)構(gòu)件只使用一種金屬制造是無法滿足實(shí)際工程應(yīng)用中的使用要求。若能將異種金屬材料連接起來組成復(fù)合的結(jié)構(gòu)件，不但可以充分利用各金屬材料的特性，還可以使不同的金屬材料在同一復(fù)合結(jié)構(gòu)件中發(fā)揮各自的最大優(yōu)勢。當(dāng)前，異種金屬連接已成為一種快速發(fā)展的新工藝方案。通常，焊接將作為異種金屬材料連接的重要方法之一，已在航空航天、交通運(yùn)輸?shù)阮I(lǐng)域中得到了廣泛的應(yīng)用[1-4]。

鎂合金作為輕合金的代表，具有密度低、高比強(qiáng)度、良好的導(dǎo)熱性能和易加工等特點(diǎn)，在航空航天、汽車、電子儀器等行業(yè)中獲得諸多的應(yīng)用[5-6]。銅合金具有優(yōu)良的導(dǎo)熱導(dǎo)電性能、良好的加工性能及耐腐蝕特性等特性，已在電氣、交通、化工等領(lǐng)域得到廣泛的應(yīng)用[7-8]。如果能將這兩種合金焊接在一起，將進(jìn)一步擴(kuò)大它們的應(yīng)用領(lǐng)域。然而，由于這兩種合金的物理特性如熔點(diǎn)、熱膨脹系數(shù)、晶體結(jié)構(gòu)等方面相差太大，導(dǎo)致它們的焊接難度很大[9-11]。目前，鎂/銅異種合金的焊接方法主要包括氣體保護(hù)焊、冷金屬過渡焊、釬焊、擴(kuò)散焊等。劉黎明等[12]采用TIG 焊方法對(duì)AZ31B 鎂合金和T2 紫銅進(jìn)行連接，經(jīng)研究發(fā)現(xiàn)，在TIG 焊過程中，2 種金屬之間發(fā)生了相互擴(kuò)散，形成大量的Mg2Cu和MgCu2金屬間化合物，接頭力學(xué)性能很差。景敏等[13]對(duì)鎂/銅合金的冷金屬過渡焊接進(jìn)行了研究，結(jié)果表明，受銅原子快速擴(kuò)散的影響，接頭內(nèi)部產(chǎn)生了大量的金屬間化合物。王懷建等[14]則采用擴(kuò)散釬焊的方法對(duì)兩金屬進(jìn)行了焊接，結(jié)果發(fā)現(xiàn)在接頭中鎂/銅合金界面處形成了Mg2Cu 和MgCu2以及復(fù)雜的Mg-Al-Cu 三元化合物。由上述可知，采用傳統(tǒng)的熔焊方法焊接鎂/銅異種合金時(shí)，由于其焊接熱輸入量較大，在接頭內(nèi)部無法避免地形成大量脆性金屬間化合物，導(dǎo)致接頭的力學(xué)性能嚴(yán)重下降。攪拌摩擦焊（Friction stir welding,FSW）作為一種固相連接技術(shù)，焊接過程中母材不發(fā)生熔化且焊接熱輸入量較小，因而可有效減少異種金屬焊接時(shí)產(chǎn)生的脆性金屬間化合物，這種方法被認(rèn)為是異種金屬最理想的焊接方法[15-16]；但是，目前關(guān)于鎂/銅合金FSW 的研究仍停留在工藝探索階段。

鑒于此，本研究以鎂/銅合金FSW 焊接為研究對(duì)象，在保持其他工藝條件相同的情況下，通過改變攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度，研究其對(duì)鎂/銅合金FSW 接頭的宏觀形貌、顯微組織及拉伸性能的影響。根據(jù)此研究結(jié)果，為探索鎂/銅合金FSW 接頭的成形機(jī)理奠定基礎(chǔ)。

1 試驗(yàn)及方法

試驗(yàn)選用圓錐形左螺紋攪拌頭，攪拌頭的夾持柄和軸肩均選用熱處理后的H13 鋼制成，攪拌針的材料為鎳基高溫合金（GH4169）。為了提高FSW 接頭成形質(zhì)量，將攪拌頭結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)，其中，在軸肩端面加工了3 個(gè)螺旋凹槽，每個(gè)螺旋凹槽的加工深度為0.5 mm，軸肩的外圍直徑為21 mm；攪拌針尺寸：根部直徑為6 mm，端部直徑為5 mm，長度為4.8 mm；攪拌針表面螺距為1 mm。試驗(yàn)材料選用厚度為5 mm 的T2 紫銅和AZ31鎂合金作為母材，其加工尺寸為150 mm×45 mm。焊前使用砂紙將表面打磨干凈，去除其表面氧化物，使用丙酮擦洗干凈，吹干后待焊。FSW 對(duì)接試驗(yàn)均在自行改裝的X35K 型立式攪拌摩擦焊機(jī)上完成。焊接工藝參數(shù)：焊接速度為95 mm/min；攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度分別為750、950、1180 r/min；傾斜角為0°；軸肩下壓量為0.2 mm。根據(jù)前期試驗(yàn)結(jié)果，焊接時(shí)需要將攪拌針偏向鎂合金一側(cè)1 mm，鎂/銅合金FSW 焊接示意圖如圖1 所示。

圖1 鎂/銅合金FSW 焊接示意圖Fig.1 Sketch of friction stir welding Mg/Cu alloys

焊后沿垂直于焊接方向的接頭中焊接穩(wěn)定位置處截取金相觀察試樣和拉伸性能測試試樣。金相試樣經(jīng)打磨、拋光后進(jìn)行腐蝕。由于2 種金屬的腐蝕特性不同，需要分別配制不同的腐蝕劑。其中，接頭中銅合金側(cè)的腐蝕劑為50 mL NH4OH+20 mL H2O2+50 mL H2O 的混合溶液，接頭鎂合金的腐蝕劑采用4 mLHNO3+96 mL C2H5OH 的硝酸酒精溶液。分別采用金相顯微鏡（OM）和掃描電子顯微鏡（SEM）觀察接頭各區(qū)域內(nèi)的顯微結(jié)構(gòu)。此外，需將拉伸性能測試試樣打磨好后，采用萬能拉伸試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行力學(xué)測試。拉伸試樣的尺寸如圖2所示。

圖2 FSW 接頭拉伸試樣加工尺寸Fig.2 Sizes of tensile specimen of FSW joint

2 結(jié)果與討論

2.1 旋轉(zhuǎn)速度對(duì)焊縫表面宏觀形貌的影響

分別在750、950、1180 r/min 的旋轉(zhuǎn)速度下獲得的焊縫表面宏觀形貌如圖3 所示。由圖3可見，在保持焊接速度為95 mm/min 不變的前提下，隨著攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度從750 r/min 升高至1180 r/min，焊縫表面成形質(zhì)量先變好后變差。其中，當(dāng)采用750 r/min 的攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度焊接時(shí)，焊縫表面出現(xiàn)了明顯的起皮現(xiàn)象，焊縫返回側(cè)出現(xiàn)了較明顯的飛邊（圖3a）；隨著攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度升高至950 r/min 時(shí)，焊縫表面變得更光滑，表面無明顯的起皮現(xiàn)象，焊縫兩側(cè)飛邊較少（圖3b）；繼續(xù)升高攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度至1180 r/min 時(shí)，焊縫表面有被擠出金屬出現(xiàn)，表面成形質(zhì)量反而變差（圖3c）。

圖3 不同攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度下獲得的焊縫表面宏觀形貌Fig.3 Surface morphology of welds produced at different tool rotation speeds

由FSW 焊接成形特點(diǎn)可知，在攪拌頭形狀及尺寸等條件相同的情況下，攪拌摩擦產(chǎn)熱量由攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度和焊接速度決定，其中，攪拌摩擦焊接過程的熱輸入量計(jì)算公式[17]可表示為：

式中：qE表示焊接熱輸入量；n表示攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度；P表示FSW 焊接壓力；μ表示摩擦系數(shù)；R1、R2分別表示軸肩和攪拌針的半徑。由于本試驗(yàn)中的其他工藝參數(shù)基本一致，軸肩和攪拌針的直徑均為定值，且在平穩(wěn)焊接過程中摩擦系數(shù)和焊接壓力也是一固定值。因此，可以將這些影響因子合并成一常數(shù)k。

由式（1）可知，當(dāng)焊接速度相同時(shí)，F(xiàn)SW 焊接熱輸入總量隨著攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度的升高而增大。其中，當(dāng)攪拌頭旋轉(zhuǎn)焊接速度為750 r/min 時(shí)，由于FSW 焊接過程中熱輸入量較低，焊縫金屬的塑化程度較低，焊縫塑化金屬流動(dòng)性較差，從而導(dǎo)致焊縫表面成形較差，焊縫表面出現(xiàn)了起皮現(xiàn)象且兩側(cè)產(chǎn)生較大飛邊。適當(dāng)提高攪拌頭的旋轉(zhuǎn)速度，焊接過程中的熱輸入量顯著增大，焊縫金屬的塑化程度增大，金屬充分流動(dòng)，焊縫成形質(zhì)量明顯提高。然而，當(dāng)攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度太高時(shí)（增大至1180 r/min），由于焊接熱輸入量太大，焊縫金屬升溫速度太快，金屬的瞬時(shí)峰值溫度過高，導(dǎo)致焊縫局部易出現(xiàn)液化現(xiàn)象，焊接時(shí)液化金屬被擠出焊縫表面，并最終在焊縫表面凝固[18]。

2.2 旋轉(zhuǎn)速度對(duì)焊縫橫截面形貌的影響

圖4 為采用不同旋轉(zhuǎn)速度焊接獲得的焊縫橫截面宏觀形貌。由圖4 可見，在保持95 mm/min焊接速度不變的情況下，適當(dāng)增加攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度有利于提高焊縫內(nèi)部成形質(zhì)量。其中，采用750 r/min 的攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度焊接時(shí)，焊核區(qū)的混合區(qū)較?。换旌蠀^(qū)內(nèi)的鎂、銅合金混合程度較低，只有少量的鎂合金被攪進(jìn)紫銅內(nèi)部；混合區(qū)底部出現(xiàn)了明顯的隧道槽缺陷（圖4a）。隨著攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度增加至950 r/min 時(shí)，焊核區(qū)的混合區(qū)的尺寸明顯增大，成橢球形分布；混合區(qū)內(nèi)的鎂、銅合金的混合程度增大，主要由被攪碎的鎂、銅合金交替疊加而成；焊核區(qū)內(nèi)部隧道槽缺陷消失（圖4b）。但是，繼續(xù)增大攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度至1180 r/min 時(shí)，焊核區(qū)的混合區(qū)尺寸反而變?。绘V、銅合金金屬的混合程度顯著降低，僅有少量的鎂合金混合進(jìn)入銅合金內(nèi)部；混合區(qū)底部出現(xiàn)了細(xì)小的孔洞缺陷（圖4c）。

圖4 Mg/Cu 合金FSW 接頭橫截面形貌Fig.4 Cross sections of different FSW joints of Mg/Cu alloy

FSW 焊接過程中，攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度不僅影響焊接熱輸入量[19]，對(duì)焊縫塑性金屬遷移總量也有顯著影響。由“抽吸-擠壓”理論可知，焊縫中混合區(qū)尺寸大小與“抽吸-擠壓”效應(yīng)的強(qiáng)弱程度有關(guān)[20]。在其他條件相同的情況下，受攪拌針螺紋驅(qū)動(dòng)的焊縫塑性金屬沿軸向方向上的遷移總量取決于攪拌頭的旋轉(zhuǎn)速度。適當(dāng)增大攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度可顯著增加焊縫塑性金屬向下的遷移總量。由此可知，當(dāng)攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度從750 r/min 增加至950 r/min 時(shí)，一方面，焊縫塑性金屬的遷移量增多；另一方面，焊縫熱輸入量增加，焊縫金屬的峰值溫度升高，焊核區(qū)周邊冷金屬的約束力明顯降低，導(dǎo)致焊縫焊核區(qū)內(nèi)塑化金屬對(duì)周邊冷金屬的擠壓力增大，塑化金屬的遷移距離增加，鎂/銅異種金屬的混合程度增大，使得內(nèi)部隧道槽、孔洞等缺陷消失。但是，當(dāng)攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度過大時(shí)，與攪拌頭表面接觸的焊縫塑性金屬的升溫速度太快，瞬時(shí)峰值溫度太高，容易導(dǎo)致攪拌頭與塑性金屬接觸狀態(tài)由黏著摩擦瞬間轉(zhuǎn)變?yōu)榛瑒?dòng)摩擦[21]，導(dǎo)致焊接熱輸入總量反而降低，向下遷移的焊縫塑性金屬總量減少，焊縫中心混合區(qū)內(nèi)鎂、銅合金的混合程度下降明顯，造成混合區(qū)內(nèi)部出現(xiàn)孔洞缺陷。

2.3 微觀結(jié)構(gòu)

在95 mm/min 的焊接速度、950 r/min 的旋轉(zhuǎn)速度的工藝參數(shù)下焊接獲得的接頭組織形貌如圖5所示。其中，圖5a 為接頭的橫截面形貌，1、2 區(qū)域分別為鎂合金一側(cè)的熱影響區(qū)、熱機(jī)械影響區(qū)，3、4 區(qū)域?yàn)樽香~側(cè)的熱機(jī)械影響區(qū)、熱影響區(qū)。由圖5 可見，鎂/銅合金FSW 接頭由4 個(gè)典型區(qū)域組成，分別為母材區(qū)、熱影響區(qū)、熱機(jī)械影響區(qū)和焊核區(qū)，其中，焊核區(qū)位于接頭中心位置。受攪拌頭強(qiáng)烈的攪拌摩擦力作用，接頭鎂、銅兩側(cè)的熱機(jī)械影響區(qū)均由被拉長的變形顯微組織組成（圖5c、圖5d）。接頭熱影響區(qū)內(nèi)的顯微組織則發(fā)生了明顯粗化（圖5b、圖5e）。接頭中心焊核區(qū)主要由被攪碎的鎂、銅合金呈層片狀交替疊加而成。

受焊接溫度場和力場作用的影響，接頭混合區(qū)內(nèi)的顯微組織均可能發(fā)生變化[22]。對(duì)圖5a 中焊核區(qū)的局部區(qū)域（區(qū)域5）進(jìn)行SEM 觀察及EDS分析，結(jié)果如圖6 所示。焊核區(qū)主要由3 種組織組成，分別為白色的長條狀組織、灰色的片狀組織和變形嚴(yán)重的層片狀組織（圖6a）。放大觀察層片狀組織，可見該組織由灰、白相間的金屬相互疊加而成，由EDS 分析結(jié)果可知，該層片狀組織包含Mg、Cu 元素（圖6c、圖6d）。

圖5 接頭各區(qū)域內(nèi)的顯微組織Fig.5 Microstructures of different zones in the joint

圖6 焊縫中心混合區(qū)內(nèi)局部區(qū)域的SEM 圖及EDS 分析Fig.6 SEM images and EDS analysis of local areas in the weld mixed zone

為了進(jìn)一步確認(rèn)混合區(qū)各位置處的產(chǎn)物成分，對(duì)圖6a 中A、B、C 處進(jìn)行EDS 分析，結(jié)果見表1。由表1 可知：A 處Cu 元素的質(zhì)量比為98.66%，表明該白色長條狀物質(zhì)主要為被攪碎的銅合金；B 處的Mg 元素質(zhì)量比為79.96%，表明混合區(qū)內(nèi)的灰色物質(zhì)主要為破碎的鎂合金；而C 處的層片狀組織由Mg、Cu 兩元素組成，兩元素的質(zhì)量比分別為43.45%、56.55%，經(jīng)換算得出Mg、Cu 兩者的原子比約為2：1，表明該層片狀組織為新生成的Mg2Cu金屬間化合物。

表1 混合區(qū)內(nèi)各處的元素含量分布 (質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)Table 1 Distribution of Element Contents in Mixed Areas (mass fraction/%)

2.4 拉伸性能

圖7 為不同旋轉(zhuǎn)速度下獲得的各接頭的拉伸性能。由圖7 可知，隨著攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度從750 r/min增加到1180 r/min，接頭的抗拉強(qiáng)度呈先增大后減小的趨勢。其中，當(dāng)攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度為750 r/min時(shí)，所獲得的接頭抗拉強(qiáng)度最低，僅為38.7 MPa。適當(dāng)增加攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度至950 r/min 時(shí)，接頭的抗拉強(qiáng)度得到顯著提高，高達(dá)81.7 MPa，提高了111.2%。繼續(xù)升高攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度至1180 r/min時(shí)，接頭的抗拉強(qiáng)度開始下降，為60.8 MPa。

圖7 不同攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度條件下獲得的接頭抗拉伸性能Fig.7 Tensile properties of FSW joints produced at different tool rotation speeds

由圖4 結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度較小時(shí)，焊接熱輸入總量較低，Mg、Cu 金屬的混合程度較差，且接頭混合區(qū)底部產(chǎn)生了明顯的隧道槽缺陷，導(dǎo)致接頭的抗拉強(qiáng)度最差。隨著攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度的升高，焊接過程中的熱輸入總量增大，焊縫金屬的塑化程度明顯提高，流動(dòng)能力增強(qiáng)，且向下遷移的塑性金屬總量增多，使得接頭內(nèi)部隧道槽、孔洞等缺陷消失，接頭抗拉強(qiáng)度得到顯著提高[23]。但是，繼續(xù)增大攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度時(shí)，由于攪拌頭與焊縫塑性金屬的接觸界面摩擦狀態(tài)發(fā)生了變化，焊縫兩塑化金屬的混合程度變差，且混合區(qū)底部出現(xiàn)了細(xì)小的孔洞缺陷，導(dǎo)致接頭的抗拉強(qiáng)度開始降低。

3 結(jié)論

1）在95 mm/min 的焊接速度下，當(dāng)采用950 r/min 的攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度焊接時(shí)，所獲得的接頭表面成形良好，內(nèi)部無隧道槽或孔洞缺陷。

2）適當(dāng)增加攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度，有利于焊縫中心混合區(qū)Mg、Cu 合金充分混合，該混合區(qū)主要由被攪碎的長條狀Cu 合金、片狀Mg 合金和新生成的少量Mg2Cu 金屬間化合物組成。

3）隨著攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度的增加，接頭的抗拉強(qiáng)度先增大后減小。當(dāng)攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度為950 r/min時(shí)，接頭的抗拉強(qiáng)度為81.7 MPa。