0 前言

7075铝合金是Al-Zn-Mg-Cu系超硬铝合金，具有高的比强度、比刚度以及较好的塑性，广泛应用于高速列车、飞机等载运工具制造领域。采用传统熔焊方法对其连接时易产生气孔、热裂纹及HAZ软化等问题[1]。搅拌摩擦焊是英国焊接研究所(The Welding Institute，TWI)于1991年发明的固相焊接技术，是铝合金最具前景的焊接技术之一[2]。它能够有效避免气孔、热裂纹等问题，缓解HAZ软化的问题。近年来，国内外大量学者开展FSW研究工作，主要集中在如下几个方面：FSW焊接工艺[3]，焊缝成形机理[4]，接头微观组织及力学性能[5-7]，温度场、应力场和流场的数值模拟[8-9]以及接头中沉淀相分布情况等[10-12]。但是，目前关于7075铝合金FSW接头沉淀相析出行为研究甚少，而这对于优化FSW焊接工艺，提高接头性能及保证铝合金结构安全可靠性具有重要的意义。文中借助TEM对7075铝合金FSW接头中WNZ，TMAZ，HAZ及BM中的沉淀相分布、形貌等进行观察，并对沉淀相的晶格条纹间距进行计算，以研究接头不同区域沉淀相的析出行为。

1 试验材料与方法

试验材料采用厚度为6 mm的7075高强铝合金平板(供货状态：T6)，其化学成分如表1所示。焊件尺寸为300 mm×150 mm×6 mm，焊接方式为平板对焊。轴肩直径为15 mm，搅拌针根部直径为5.20 mm，端部直径为3.10 mm，搅拌针长度为5.66 mm。FSW焊接工艺分别为搅拌头转速800 r/min，焊接速度300 mm/min。金相试样腐蚀剂为Keller试剂，腐蚀时间为30 s。利用GX51型OLYMPUS金相显微镜观察接头不同微区的微观组织。利用HVS-1000型数显显微维氏硬度仪测试显微维氏硬度分布。利用D8 ADVANCE 型XRD对合金进行物相分析。TEM试样利用MTP-1A型磁力驱动电解双喷减薄器减薄至穿孔，双喷液成分为100 mL硝酸+300 mL甲醇，双喷温度为-30 ℃。利用JEM-2100型TEM对接头WNZ,TMAZ,HAZ以及BM中的沉淀相分布和形貌等进行观察，利用Digital Micrograph软件测量沉淀相晶格条纹间距。

 

表1 7075铝合金化学成分(质量分数，%)

  

ZnMgCuFeMnCrAl5.1～6.12.1～2.91.2～2.00.50.30.18～0.2887.92～90.62

2 试验结果与分析

2.1 微观组织及显微维氏硬度分布

焊接接头不同微区组织形貌如图1所示。图1a是7075铝合金FSW接头的整体形貌图。从图1a可以看出，7075铝合金FSW接头由WNZ,TMAZ及HAZ组成，接头的组织分布极不均匀。图1b是BM组织，经挤压后，晶粒组织呈纤维状。长度方向上尺寸有几百微米、厚度方向上只有30 μm左右。图1c是WNZ组织，该区域由于搅拌头机械搅拌和焊接热作用，加之挤压板材的塑性变形存储能，发生动态再结晶，晶粒细小且呈等轴状，尺寸仅有2～3 μm。图1d是TMAZ组织，与BM相比，该区域晶粒在搅拌头机械搅拌带动下发生一定程度塑性变形，其晶粒取向发生一定的变化。与BM相比，HAZ晶粒在热输入的影响下在厚度方向上发生了一定程度的粗化，如图1e所示。

另外，该项目主体结构为双塔结构，两侧双塔区域为混凝土剪力墙，双塔之间地下室区域为框架结构，其整体性及刚度存在较大差异，水化热的释放选择在薄弱区域，因此地下室顶板裂缝主要出现在双塔之间的—/○A—○G区域；并且由于东西向长为55.13 m，而南北向仅长28.20 m，地下室顶板类似于单向板受力状态，其不利受力位置为东西向跨中，这也就能解释为什么地下室顶板裂缝主要沿南北方向分布.

接头显微维氏硬度分布如图2所示。从图2可以看出，7075铝合金FSW接头的显微维氏硬度均低于BM；接头中WNZ显微维氏硬度相对最高，TMAZ显微维氏硬度较高，TMAZ与HAZ交界处显微维氏硬度最低。

  

图1 接头微观组织

  

图2 接头与母材显微维氏硬度分布

2.2 沉淀相种类

综合来看，7075铝合金FSW接头中WNZ、TMAZ及HAZ微观组织存在差异，使得显微维氏硬度分布极其不均匀。显微维氏硬度差异与沉淀相种类和尺寸、晶粒尺寸及加工硬化行为有关。WNZ由于晶粒细小，有一定的细晶强化作用，但从沉淀相尺寸考虑，强化效果不及BM，并且由于焊接热作用，WNZ加工硬化作用消失，即细晶强化的强化效果不足以弥补沉淀强化和加工硬化效果的减弱，所以WNZ显微维氏硬度较BM低；TMAZ中MgZn2数量相对较多，AlCuMg数量相对较少，虽然发生一定程度塑性变形，有一定的加工硬化效果，但其沉淀强化和细晶强化效果不及WNZ，其显微维氏硬度进一步降低；HAZ中MgZn2数量相对进一步增多，AlCuMg数量相对进一步减少，加之缺少加工硬化和细晶强化的作用，其显微维氏硬度进一步降低。随着距焊缝中心距离的增大，HAZ受热影响作用不断变小，沉淀相以及晶粒粗化程度不断变小，细晶强化以及沉淀相强化效果相对不断增强，显微维氏硬度又会有所上升。所以，整个FSW接头显微维氏硬度分布呈现“W”形，在HAZ与TMAZ交界处，显微维氏硬度达到整个接头的最低值。该区域成为整个7075铝合金FSW接头最薄弱环节，这与文献[14]研究结果相符。

首先，政府应当加大对于基础交通设施的建设，尤其是建设和完善机场和铁路运输系统，从而全面满足电子商务产业发展的需求。

  

图3 XRD分析结果

  

图4 沉淀相形貌

从图5可以看出，7075铝合金中沉淀相有棒状和椭圆状两种形貌。利用Digital Micrograph软件测量晶格条纹间距如下：棒状沉淀相的晶面间距d=0.833 4 nm,0.828 2 nm以及0.853 0 nm，椭圆状沉淀相的晶面间距d=0.890 0 nm和0.918 0 nm。通过与标准相的晶面间距结果进行比较，确定棒状沉淀相为MgZn2，这与Srinvasa Rao T等人[11]的研究结果相吻合。椭圆状沉淀相为AlCuMg，金属中沉淀相以细、小、圆、匀的形式分布在焊缝中则强化效果好，因此椭圆状AlCuMg强化效果好，棒状MgZn2强化效果相对较差。

2.3 接头中沉淀相分布与分析

图6为转速800 r/min，焊接速度300 mm/min焊接工艺参数下的焊接接头不同微区沉淀相分布。从图6a和6b可以看出，与BM相比，WNZ中的沉淀相明显发生粗化。所以，虽然WNZ晶粒较BM变小，但显微维氏硬度低于BM，如图2所示，由此可以得出相比于晶粒大小，沉淀相尺寸对显微维氏硬度影响较大。从图6c可以看出，TMAZ与WNZ相比，由于峰值温度低于WNZ，在AlCuMg的析出温度区间停留时间相对较短，TMAZ中析出沉淀相AlCuMg数量相对较少，棒状沉淀相MgZn2数量相对较多，强化效果相对较差，所以TMAZ显微维氏硬度比WNZ低。与TMAZ相比，HAZ温度进一步降低，位于沉淀相MgZn2的析出温度区间，从而导致MgZn2相对增多，AlCuMg数量相对减少。同时，从图1e还可以看出，相比于TMAZ，HAZ的晶粒在焊接过程中几乎没有塑性变形痕迹，晶粒尺寸也无明显变化，加工硬化和细晶强化的效果不大，所以HAZ与TMAZ交界处的显微维氏硬度低于TMAZ，即FSW接头显微维氏硬度最低值位于HAZ与TMAZ交界处。

7075铝合金FSW接头中沉淀相形貌图如图4所示。从图4可以看出，沉淀相基本上分为两种形貌：棒状和椭圆状。为了进一步确定不同形貌沉淀相的种类，对沉淀相的高分辨晶格条纹进行观察。晶格条纹是晶体中不同晶面所成的像，通过测量晶格条纹间距，可以确定沉淀相的种类[13]。不同形态沉淀相晶格条纹形貌及测量结果如图5所示。

  

图5 沉淀相的晶格条纹

7075铝合金XRD分析结果如图3所示。从图3可以看出，该合金中沉淀相主要包括MgZn2和AlCuMg。

挑战盛典现场，一台台曾经或者正在改变世界家电史的创新产品，串联起了海尔33年不断挑战自我、不断战胜极限的历史。随后，由净界自清洁空调、F＋冰箱、防干烧燃气灶以及直驱洗衣机组成的“挑战战队”，与天才美女速算大师李顺实、国际特技记忆大师黄胜华、“黄金舌”中国烹饪大师杨海明、平衡大师韩遂宁夫妇、平衡家庭钟荣芳一家完成了一项项看起来不可能的挑战。

  

图6 转速800 r/min，焊接速度300 mm/min接头中沉淀相分布

3 结论

(1)7075铝合金中沉淀相种类可以通过其高分辨晶格条纹的测量来表征。7075铝合金中MgZn2沉淀相形状为棒状，强化效果相对较差，AlCuMg是椭圆状，其强化效果相对较好。

(2)WNZ中沉淀相AlCuMg较多，且有一定细晶强化作用，显微维氏硬度相对较高；TMAZ中MgZn2相对增多，沉淀强化和细晶强化效果减弱，显微维氏硬度降低；HAZ中AlCuMg数量减少，MgZn2相对进一步增多，沉淀强化效果减弱，加之加工硬化和细晶强化效果较弱，HAZ与TMAZ交界处显微维氏硬度为整个FSW接头的最薄弱环节。

参考文献

[1] 刘会杰. 焊接冶金与焊接性 [M]. 北京: 机械工业出版社,2007.

[2] 王国庆,赵衍华. 铝合金的搅拌摩擦焊接 [M]. 北京: 中国宇航出版社,2010.

[3] 严铿,刘俊,史超. 喷射成形7055铝合金FSW焊工艺与性能 [J]. 焊接学报,2012,33(6): 51-54.

[4] 张成聪,常保华,陶军,等. 2024铝合金搅拌摩擦焊过程组织演化分析 [J]. 焊接学报,2013,34(3): 57-60.

[5] 李继忠,孙占国,高崇,等. 根部未焊透对搅拌摩擦焊接接头力学性能的影响 [J]. 电焊机,2014,44(4): 18-22.

[6] 崔少朋,朱浩,郭柱,等. 7075铝合金搅拌摩擦焊接头变形及失效行为[J]. 焊接学报,2016,37(6):27-30.

[7] Lee K J,Kwon E P. Microstructure of stir zone in dissimilar friction stir welds of AA6061-T6 and AZ31 alloy sheets [J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China,2015,24(7): 2374-2379.

[8] 周明智,雷党刚,梁宁,等. 搅拌摩擦焊三维粘塑性热力耦合有限元数值模拟 [J]. 焊接学报,2010,31(2): 5-9.

[9] Zhang Peng,Guo Ning,Chen Gang,et al. Plastic deformation behavior of the friction stir welded AA2024 aluminum alloy [J]. International Journal of Advanced Manufacturing Technology,2014,74(5-8): 673-679.

[10] 孙景峰,郑子樵,林毅,等. 2060合金FSW接头微观组织与力学性能[J]. 中国有色金属学报,2014,24(2): 364-370.

[11] Srinivasa Rao T,Madhusudhan Reddy G,Koteswara Rao S R. Microstructure and mechanical properties of friction stir welded AA7075-T651 aluminum alloy thick plates[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China,2015,25(6):1770-1778.

[12] Bayazid S M,Farhangi H,Asgharzadeh H,et al. Effect of cyclic solution treatment on microstructure and mechanical properties of friction stir welded 7075 Al alloy[J]. Materials Science & Engineering A,2016,649: 293-300.

[13] 朱和国,王恒志. 材料科学研究与测试方法 [M]. 南京: 东南大学出版社,2008.

[14] 赵熠朋,朱浩,王怀东,等. 7075铝合金搅拌摩擦焊接头断裂过程分析[J]. 焊接,2016(9):17-20.