鋁合金攪拌摩擦焊接頭組織與沖擊性能分析

鋁合金攪拌摩擦焊接頭組織與沖擊性能分析

0金構(gòu)件焊接接頭的韌性隨著國防科技產(chǎn)出改進，航空航天、造船、軍事裝備等現(xiàn)代行業(yè)對鋁構(gòu)件的耐性提出了越來越高的要求。攪拌摩擦焊(FSW)是一種低溫固態(tài)焊接過程,它是由英國焊接研究所于1991年發(fā)明的新型連接技術(shù)焊接接頭的韌性是衡量接頭質(zhì)量的重要參數(shù)之一,是制定焊接工藝的重要依據(jù)1試驗焊接過程實驗采用30mm厚的2A12鋁合金板材,化學(xué)成分見表1,焊接板材尺寸規(guī)格為250mm×100mm×30mm。焊前,首先用化學(xué)試劑對試板進行清洗,然后對試板表面進行打磨處理,最后用丙酮進行清洗、風(fēng)干,保證試板表面清潔。焊接采用圓錐形攪拌頭,其軸肩直徑為30mm;攪拌針根部直徑為18mm、頂部直徑為8mm,長度為28.5mm。焊接時攪拌頭傾斜2°。焊接完成后沿焊縫橫截面進行取樣,試樣經(jīng)研磨、拋光后用Keller試劑進行腐蝕,并在OLYM-PUSGX51金相顯微鏡下對焊縫各區(qū)域微觀組織進行觀察分析。沖擊試樣參照GB/T229-2007標(biāo)準(zhǔn)進行加工,試樣尺寸為55mm×10mm×10mm,分別在焊核區(qū)(NZ)、熱機影響區(qū)(TMAZ)、熱影響區(qū)(HAZ)開V型缺口,如圖1所示。由于厚板焊接時上下區(qū)域熱輸入量的不同會導(dǎo)致微觀組織的形貌不同,進而影響上下區(qū)域力學(xué)性能的差異,所以將焊接接頭沖擊試樣分為上(3~13mm)、下(17~27mm)兩層。采用ZBC-300擺錘沖擊試驗機進行沖擊試驗,采用FEIQuanta450掃描電鏡(SEM)對沖擊斷口的微觀形貌進行觀察,通過能譜儀(EDS)對斷裂區(qū)的成分進行分析,對焊接接頭各區(qū)域進行XRD物相鑒定。2結(jié)果與分析2.1熱影響區(qū)熱機的影響圖2為焊核區(qū)不同位置的顯微組織,焊核區(qū)上部晶粒粗大,如圖2(a)所示,而焊核區(qū)下部晶粒呈細小等軸狀,如圖2(b)所示。由于焊核區(qū)上部受到軸肩摩擦產(chǎn)熱多,焊核區(qū)下部只受到攪拌針的摩擦作用產(chǎn)熱較少,因此焊縫溫度呈上熱下冷的漏斗狀分布;在攪拌頭旋轉(zhuǎn)作用下焊核區(qū)大量晶粒發(fā)生破碎,焊核區(qū)上部熱輸入大且持續(xù)時間長,破碎的晶粒發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶及長大;焊核區(qū)下部的溫度較低,且持續(xù)時間較短,晶粒僅發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶在熱機影響區(qū)中,隨著攪拌頭的旋轉(zhuǎn),周圍熱塑性金屬也進行旋轉(zhuǎn)運動,在旋轉(zhuǎn)力的作用下,晶粒發(fā)生畸變,沿旋轉(zhuǎn)方向被拉長。其中圖2(c)為前進側(cè)熱機影響區(qū),圖2(d)為后退側(cè)熱機影響區(qū)。從圖2(c)、(d)中可以發(fā)現(xiàn)前進側(cè)與后退側(cè)的晶粒存在著明顯的差異,前進側(cè)的晶粒被拉長的比較明顯。在前進側(cè),攪拌頭周圍的熱塑性金屬被拉長的速度等于攪拌頭旋轉(zhuǎn)的速度與焊接速度之和,所以熱塑性金屬晶粒變形率比較大。而后退側(cè)的晶粒被拉長的比較小,攪拌頭周圍的熱塑性金屬被拉長的速度等于攪拌頭旋轉(zhuǎn)的速度與焊接速度之差,所以熱塑性金屬晶粒變形率比較小熱影響區(qū)距離攪拌頭比較遠,熱塑性金屬沒有受到攪拌頭旋轉(zhuǎn)力的作用,但是熱影響區(qū)受到攪拌頭摩擦產(chǎn)熱的熱循環(huán)作用,熱塑性金屬在熱環(huán)境下發(fā)生粗化現(xiàn)象。后退側(cè)的溫度高于前進側(cè)的溫度,故后退側(cè)的晶粒更為粗大,如圖2(e)、(f)所示。2.2抗疲勞性能分析2.2.1焊接接頭的沖擊功比上部區(qū)域更強由圖3可知,焊核區(qū)上部的沖擊功為12.6J;焊核區(qū)下部的沖擊功為20.4J,比焊核區(qū)上部的沖擊功提高了61.9%。熱機影響區(qū)上部的沖擊功為9.27J;下部區(qū)域的沖擊功為14.6J,比上部提高了57.5%。熱影響區(qū)上部的沖擊功為11J;下部區(qū)域的沖擊功為15.3J,比上部區(qū)域提高了39.1%。母材的沖擊功為11.2J。總體來看,上層區(qū)域的沖擊功小于下層區(qū)域的沖擊功,主要是上層區(qū)域的熱輸入量高于下層區(qū)域,導(dǎo)致下層的晶粒尺寸小于上層晶粒尺寸,而晶粒細小晶界的彎曲程度大,裂紋擴展時沿晶界行走的路徑長,在斷裂過程中吸收的能量比較多,所以上層的沖擊功要小于下層的沖擊功。從焊接接頭整體來看,母材的沖擊功小于焊縫的沖擊功;焊核區(qū)的沖擊功最大,熱影響區(qū)的沖擊功次之,熱機影響區(qū)的沖擊功最小。主要由于所受的溫度場與機械力作用不同,熱機影響區(qū)中的晶粒大小不均勻,所以熱機影響區(qū)的沖擊功最小。從焊接接頭金相照片中可以看出,焊核區(qū)上部的晶粒尺寸小于熱機影響區(qū)下部的晶粒尺寸,但焊核區(qū)上部的沖擊功小于熱機影響區(qū)下部的沖擊功,這也說明沖擊功的大小不僅與晶粒尺寸有關(guān)還與其他因素有關(guān)。2.2.2力學(xué)性能分析沖擊斷口一般分為三個區(qū)域:纖維區(qū)、放射區(qū)和剪切唇(圖4)。圖5(a)為焊接接頭焊核區(qū)沿厚度方向上不同厚度沖擊試樣的宏觀斷口形貌,圖5(b)為焊接接頭熱機影響區(qū)沿厚度方向上不同厚度沖擊試樣的宏觀斷口形貌,圖5(c)為焊接接頭熱影響區(qū)沿厚度方向上不同厚度沖擊試樣的宏觀斷口形貌,圖5(d)為母材沖擊試樣的宏觀斷口形貌。從圖5中可看出,焊接接頭中不同區(qū)域的試樣斷裂時纖維區(qū)與放射區(qū)的分界線不明顯,都產(chǎn)生了明顯的剪切唇。焊核區(qū)斷口中纖維區(qū)和放射區(qū)表面凹凸不平,在剪切唇部分出現(xiàn)了臺階狀現(xiàn)象。熱機影響區(qū)的纖維區(qū)和放射區(qū)相對平整,但在剪切唇區(qū)域仍有小臺階狀現(xiàn)象。熱影響區(qū)和母材的斷口表面比較平整,但熱影響區(qū)斷口中剪切唇的面積比母材斷口中剪切唇的面積大。在沖擊試樣中,預(yù)制的V形缺口在根部產(chǎn)生了應(yīng)力集中,增加了裂紋的敏感性。在受到外界施加的載荷時,缺口根部的應(yīng)力集中處首先會形成一個微型裂紋。在材料中一旦裂紋形核達到一定的尺寸就會引起材料的斷裂。在裂紋剛形成時,受到外界載荷裂紋尖端會出現(xiàn)鈍化現(xiàn)象,阻礙裂紋擴展。但鋁合金屬于面心立方晶體結(jié)構(gòu),含有十二個滑移系,所以比較容易滑移,即發(fā)生韌性斷裂圖6為沖擊斷口微觀形貌,圖6(a)為上層沖擊試樣的纖維區(qū)斷口形貌,可以發(fā)現(xiàn)韌窩大小不均勻,較大的韌窩直徑約為25μm,較小的韌窩直徑約為5μm。圖6(b)為下層纖維區(qū)的形貌,圖6(c)為圖6(b)的放大圖,可以看出韌窩的大小比較均勻,直徑約為10μm。因此下層區(qū)域的沖擊韌性高于上層的沖擊韌性。圖6(d)為斷口結(jié)束區(qū)的微觀形貌,可以看出斷口結(jié)束區(qū)不像纖維區(qū)平整光滑,斷口結(jié)束區(qū)高低起伏,韌窩形狀大小不一,并且在大韌窩周圍存在小韌窩。圖6(e)為母材纖維區(qū)的微觀形貌,從圖中可以發(fā)現(xiàn)存在有圓形的顆粒狀的物質(zhì),對圓形顆粒進行成分分析,發(fā)現(xiàn)Al、Cu、Mg含量較高。通過對30mm厚2A12鋁合金攪拌摩擦焊焊接接頭進行沖擊試驗,發(fā)現(xiàn)焊核區(qū)上層的沖擊功小于熱機影響區(qū)下層的沖擊功。對焊縫的第二相進行觀察,發(fā)現(xiàn)焊縫不同區(qū)域中第二相的含量有所不同。如圖7(a)所示,焊核區(qū)中第二相含量較多,并且尺寸細小,分布均勻;熱機影響區(qū)中第二相含量相比焊核區(qū)有所減少,尺寸粗大,分布不均勻;熱機影響區(qū)中第二相含量最少,尺寸粗大,分布不均勻。進一步研究第二相對焊縫沖擊韌性的影響,對焊縫第二相進行了XRD鑒定,發(fā)現(xiàn)第二相為Al3沖擊韌性的特征(1)沿板厚方向隨著熱輸入量的減少,焊核區(qū)上部的晶粒相比于下部出現(xiàn)了粗化現(xiàn)象;在熱機影響區(qū)的中心部位存在被拉長的晶粒帶與受熱長大的晶粒帶兩者相互交織的現(xiàn)象,前進側(cè)兩種晶粒帶相互交織的比較均