焊后時效對光纖激光焊接T4態(tài)6016鋁合金薄板組織性能的影響

實驗材料為1 mm厚的6016鋁合金，其化學(xué)成分見表1所示，母材為T4態(tài)。焊接實驗采用10 kW光纖激光器，激光波長為1060 nm，最大輸出功率10 kW，焦點直徑0.6 mm。焊前對試樣表面進(jìn)行處理，具體步驟為：先用銅刷去除鋁合金表面氧化膜，隨后采用丙酮清洗樣品，最后烘干后置于干燥箱待用。實驗參數(shù)如下：焊接功率為3 kW，焊接速度為3.6 m/min，零離焦量。焊接保護(hù)氣體為氬氣，氣流量為20 L/min，保護(hù)噴嘴與工件呈45°。

為研究焊后時效處理對焊接接頭組織與性能的影響規(guī)律，本文作者采用(180 ℃, 10 h)人工時效工藝對接頭進(jìn)行焊后熱處理，采用納博熱加熱爐，溫度的波動范圍為±1 ℃。本文作者前期研究研究表明，在180 ℃時效條件下，10 h可達(dá)性能最大的提升效果^[23]。

為了研究焊后時效熱處理對接頭組織的影響規(guī)律，本文首先采用金相顯微鏡觀察接頭的微觀組織，腐蝕劑為Keller試劑(2 mL HF+3 mL HCl+5 mL HNO₃+190 mL H₂O)，然后采用JSM7600F型熱場發(fā)射掃描電子顯微鏡和能譜儀分析相的化學(xué)成分，開展相分析，最后采用JEM2100F場發(fā)射透射電子顯微鏡在納米尺度觀察焊接接頭在時效處理前后發(fā)生的組織演變，并獲得析出相的高分辨像，進(jìn)行物相分析。

采用拉伸試驗和硬度試驗研究焊后時效處理對焊接接頭性能的影響規(guī)律，拉伸試驗在德國Zwick電子萬能材料試驗機(jī)上進(jìn)行，拉伸速率為1 mm/min，試樣尺寸如圖1所示；硬度試驗在Zwick全自動硬度計上進(jìn)行，加載載荷為1.96 N，加載時間為15 s。

圖1  焊接接頭拉伸試樣尺寸示意圖

Fig. 1  Schematic diagram showing dimensions of tensile specimen

采用1.1節(jié)中的焊接工藝，完成1 mm厚T4態(tài)(固溶處理后自然時效6個月)6016鋁合金薄板對接接頭的焊接，所獲得的焊縫正面和背面宏觀照片示于圖2中。由圖2可以看到，焊縫的上表面寬度僅為2.1 mm，下表面寬度僅為1.4 mm，且在整條焊縫上寬度保持高度的均勻性，顯示出高能量密度激光焊接焊縫窄、成形良好的特點。所獲得的焊板平整，表明激光焊接有利于降低焊接接頭的殘余應(yīng)力，抑制焊接變形，獲得高質(zhì)量的焊接結(jié)構(gòu)。

圖2  焊接接頭宏觀形貌

Fig. 2  Macroscopic morphologies of welded joint: (a) Top bead; (b) Rear bead

鋁合金焊接氣孔、裂紋的抑制一直是鋁合金焊接的難點。而本文所獲得的焊接接頭截面照片(見圖3)顯示，在焊縫內(nèi)部沒有出現(xiàn)明顯的氣孔和裂紋。此外，本文在未填充焊絲材料條件下所獲得的焊縫成形飽滿，焊縫上表面有余高，約為0.1 mm，焊縫下表面未出現(xiàn)明顯的上凹。以上成形特點，有效地避免了焊縫截面減小，性能降低。飽滿的焊接接頭成形有利于保證良好的接頭力學(xué)性能。

圖3  焊接接頭截面金相照片

Fig. 3  Metallograph of welded joint in cross-section

圖4所示為焊接接頭截面上的硬度分布。由圖4可以看出，從母材到焊縫中心硬度逐漸降低。其中，母材的硬度為74 HV，而焊縫區(qū)的硬度為67 HV。這表明焊縫存在軟化特征，不利于焊接接頭力學(xué)性能的提高。圖5所示為母材和焊接接頭的拉伸強(qiáng)度。由圖5可以看出，母材的抗拉強(qiáng)度為248 MPa，焊接接頭的抗拉強(qiáng)度為185 MPa，所有焊接接頭試樣的拉伸斷裂位置均在焊縫處，這表明焊接接頭的拉伸強(qiáng)度是低于母材的。該結(jié)果與硬度測試結(jié)果所反應(yīng)出焊縫性能低于母材的規(guī)律一致。

圖4  焊接接頭截面硬度分布

Fig. 4  Microhardness distribution of welded joint

圖5  母材和焊接接頭拉伸性能

Fig. 5  Tensile properties of base metal and welded joint

為了提高焊接接頭的力學(xué)性能，采用(180 ℃, 10 h)人工時效處理工藝，對合金進(jìn)行強(qiáng)化。圖4和5所示分別為人工時效處理后樣品的硬度和拉伸性能。對比焊后未時效樣品的測試結(jié)果，可以看到，母材的硬度由74 HV提高到109 HV，焊縫中心的硬度由67 HV提高到84 HV；焊接接頭的拉伸強(qiáng)度由185 MPa提高到274 MPa。因此，焊后人工時效處理提高了6016鋁合金焊接接頭的力學(xué)性能。但是焊縫區(qū)的硬度提升幅度小于母材硬度提升幅度，這表明焊縫快速凝固組織的時效強(qiáng)化效果要低于母材。

人工時效前6016鋁合金母材、熔合線附近和焊縫區(qū)的微觀組織分別示于圖6(a)、(c)、(e)中?？梢钥闯?，母材微觀組織表現(xiàn)為等軸再結(jié)晶組織，平均晶粒尺寸大約為20 μm。在α(Al)基體上，分布了一些尺寸大小不一的第二相，采用EDS分析這些析出相化學(xué)成分，發(fā)現(xiàn)這些相包含Al、Fe、Si等元素(如圖7所示)。MATSUDA等^[24]報道了相同的分析結(jié)果，并確定該相為Al₅FeSi。焊縫區(qū)為典型的快速凝固組織。在焊縫熔合線附近，組織表現(xiàn)為典型的柱狀樹枝晶結(jié)構(gòu)，這體現(xiàn)出該區(qū)域在凝固過程中冷卻速度較快，促進(jìn)樹枝晶沿著熱流方向(溫度梯度方向)生長，具有一定的方向性，而焊縫中心凝固速度較慢，因此樹枝晶以等軸狀形態(tài)分布。對焊縫區(qū)進(jìn)行EDS分析，發(fā)現(xiàn)焊縫區(qū)的第二相具有與母材中第二相相同的化學(xué)成分(如圖8所示)，該結(jié)果與文獻(xiàn)[25]報道相同。圖6(b)、(d)、(f)分別示出(180 ℃, 10 h)人工時效后母材、熔合線附近和熔池區(qū)的微觀組織照片?？梢钥闯觯?180 ℃, 10 h)人工時效處理工藝不能回溶Al₅FeSi相，焊接接頭各個區(qū)域的金相組織沒有明顯的變化。

圖7  母材區(qū)中第二相能譜分析

Fig. 7  EDS analysis of second-phase particles in base metal zone: (a) SEM observation; (b) Elemental analysis

圖8  焊縫區(qū)第二相能譜分析

Fig. 8  EDS analysis of second-phase particles in fusion zone: (a) SEM observation; (b) Elemental analysis

采用TEM在納米尺度觀察焊接接頭焊縫區(qū)時效前后的微觀組織，可以看到人工時效前，焊縫組織為單一的α(Al)基體組織(見圖9(a))，金相顯微鏡下所觀察到的Al₅FeSi相因尺寸較大，在TEM試樣減薄過程中脫離而不出現(xiàn)在TEM觀察的視場中。然而時效后α(Al)焊縫基體中出現(xiàn)了大量細(xì)小的針狀析出相(見圖9(b))，長度方向沿鋁基體的〈100〉軸排列，長約50 nm左右，圖中黑色的四邊形為沿[001]方向生長的析出相的橫截面，尺寸約為2 nm×3 nm。

圖9  焊縫區(qū)的TEM明場像

Fig. 9  TEM bright images of fusion zone: (a) Before aging treatment; (b) After aging treatment

圖10所示為熔池區(qū)高分辨透射電鏡分析結(jié)果。通過標(biāo)定可知析出相為單斜晶體結(jié)構(gòu)，點陣常數(shù)a=1.51 nm，c=0.67 nm，兩個方向夾角為106°(見圖10(a))，析出相和鋁為基體的位向關(guān)系為(200)//(103)Al、[010]//[010]Al。該結(jié)果與之前研究^[25-26]報道的β相的晶體結(jié)構(gòu)一致，所以判定該析出相為β″相。以上組織分析表明，接頭焊縫區(qū)雖然屬于不同于母材的快速凝固組織，但是可以通過是時效熱處理析出β″相，達(dá)到時效強(qiáng)化效果。但力學(xué)性能測試結(jié)果表明，接頭的時效強(qiáng)化效果要小于母材的，導(dǎo)致接頭的硬度最低值及拉伸試樣斷裂區(qū)都位于接頭焊縫區(qū)。文獻(xiàn)[28]顯示，時效工藝變化會影響到β″相析尺寸及數(shù)量。

圖10  熔池區(qū)的高分辨TEM像、快速傅里葉變換圖和示意圖

Fig. 10  HRTEM image(a), corresponding fast Fourier transform(FFT) image(b) and schematic patterns(c) of fusion zone