焊后时效对光纤激光焊接T4态6016铝合金薄板组织性能的影响

实验材料为1 mm厚的6016铝合金，其化学成分见表1所示，母材为T4态。焊接实验采用10 kW光纤激光器，激光波长为1060 nm，最大输出功率10 kW，焦点直径0.6 mm。焊前对试样表面进行处理，具体步骤为：先用铜刷去除铝合金表面氧化膜，随后采用丙酮清洗样品，最后烘干后置于干燥箱待用。实验参数如下：焊接功率为3 kW，焊接速度为3.6 m/min，零离焦量。焊接保护气体为氩气，气流量为20 L/min，保护喷嘴与工件呈45°。

为研究焊后时效处理对焊接接头组织与性能的影响规律，本文作者采用(180 ℃, 10 h)人工时效工艺对接头进行焊后热处理，采用纳博热加热炉，温度的波动范围为±1 ℃。本文作者前期研究研究表明，在180 ℃时效条件下，10 h可达性能最大的提升效果^[23]。

为了研究焊后时效热处理对接头组织的影响规律，本文首先采用金相显微镜观察接头的微观组织，腐蚀剂为Keller试剂(2 mL HF+3 mL HCl+5 mL HNO₃+190 mL H₂O)，然后采用JSM7600F型热场发射扫描电子显微镜和能谱仪分析相的化学成分，开展相分析，最后采用JEM2100F场发射透射电子显微镜在纳米尺度观察焊接接头在时效处理前后发生的组织演变，并获得析出相的高分辨像，进行物相分析。

采用拉伸试验和硬度试验研究焊后时效处理对焊接接头性能的影响规律，拉伸试验在德国Zwick电子万能材料试验机上进行，拉伸速率为1 mm/min，试样尺寸如图1所示；硬度试验在Zwick全自动硬度计上进行，加载载荷为1.96 N，加载时间为15 s。

图1  焊接接头拉伸试样尺寸示意图

Fig. 1  Schematic diagram showing dimensions of tensile specimen

采用1.1节中的焊接工艺，完成1 mm厚T4态(固溶处理后自然时效6个月)6016铝合金薄板对接接头的焊接，所获得的焊缝正面和背面宏观照片示于图2中。由图2可以看到，焊缝的上表面宽度仅为2.1 mm，下表面宽度仅为1.4 mm，且在整条焊缝上宽度保持高度的均匀性，显示出高能量密度激光焊接焊缝窄、成形良好的特点。所获得的焊板平整，表明激光焊接有利于降低焊接接头的残余应力，抑制焊接变形，获得高质量的焊接结构。

图2  焊接接头宏观形貌

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

铝合金焊接气孔、裂纹的抑制一直是铝合金焊接的难点。而本文所获得的焊接接头截面照片(见图3)显示，在焊缝内部没有出现明显的气孔和裂纹。此外，本文在未填充焊丝材料条件下所获得的焊缝成形饱满，焊缝上表面有余高，约为0.1 mm，焊缝下表面未出现明显的上凹。以上成形特点，有效地避免了焊缝截面减小，性能降低。饱满的焊接接头成形有利于保证良好的接头力学性能。

图3  焊接接头截面金相照片

Fig. 3  Metallograph of welded joint in cross-section

图4所示为焊接接头截面上的硬度分布。由图4可以看出，从母材到焊缝中心硬度逐渐降低。其中，母材的硬度为74 HV，而焊缝区的硬度为67 HV。这表明焊缝存在软化特征，不利于焊接接头力学性能的提高。图5所示为母材和焊接接头的拉伸强度。由图5可以看出，母材的抗拉强度为248 MPa，焊接接头的抗拉强度为185 MPa，所有焊接接头试样的拉伸断裂位置均在焊缝处，这表明焊接接头的拉伸强度是低于母材的。该结果与硬度测试结果所反应出焊缝性能低于母材的规律一致。

图4  焊接接头截面硬度分布

Fig. 4  Microhardness distribution of welded joint

图5  母材和焊接接头拉伸性能

Fig. 5  Tensile properties of base metal and welded joint

为了提高焊接接头的力学性能，采用(180 ℃, 10 h)人工时效处理工艺，对合金进行强化。图4和5所示分别为人工时效处理后样品的硬度和拉伸性能。对比焊后未时效样品的测试结果，可以看到，母材的硬度由74 HV提高到109 HV，焊缝中心的硬度由67 HV提高到84 HV；焊接接头的拉伸强度由185 MPa提高到274 MPa。因此，焊后人工时效处理提高了6016铝合金焊接接头的力学性能。但是焊缝区的硬度提升幅度小于母材硬度提升幅度，这表明焊缝快速凝固组织的时效强化效果要低于母材。

人工时效前6016铝合金母材、熔合线附近和焊缝区的微观组织分别示于图6(a)、(c)、(e)中。可以看出，母材微观组织表现为等轴再结晶组织，平均晶粒尺寸大约为20 μm。在α(Al)基体上，分布了一些尺寸大小不一的第二相，采用EDS分析这些析出相化学成分，发现这些相包含Al、Fe、Si等元素(如图7所示)。MATSUDA等^[24]报道了相同的分析结果，并确定该相为Al₅FeSi。焊缝区为典型的快速凝固组织。在焊缝熔合线附近，组织表现为典型的柱状树枝晶结构，这体现出该区域在凝固过程中冷却速度较快，促进树枝晶沿着热流方向(温度梯度方向)生长，具有一定的方向性，而焊缝中心凝固速度较慢，因此树枝晶以等轴状形态分布。对焊缝区进行EDS分析，发现焊缝区的第二相具有与母材中第二相相同的化学成分(如图8所示)，该结果与文献[25]报道相同。图6(b)、(d)、(f)分别示出(180 ℃, 10 h)人工时效后母材、熔合线附近和熔池区的微观组织照片。可以看出，(180 ℃, 10 h)人工时效处理工艺不能回溶Al₅FeSi相，焊接接头各个区域的金相组织没有明显的变化。

图7  母材区中第二相能谱分析

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

图8  焊缝区第二相能谱分析

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

采用TEM在纳米尺度观察焊接接头焊缝区时效前后的微观组织，可以看到人工时效前，焊缝组织为单一的α(Al)基体组织(见图9(a))，金相显微镜下所观察到的Al₅FeSi相因尺寸较大，在TEM试样减薄过程中脱离而不出现在TEM观察的视场中。然而时效后α(Al)焊缝基体中出现了大量细小的针状析出相(见图9(b))，长度方向沿铝基体的〈100〉轴排列，长约50 nm左右，图中黑色的四边形为沿[001]方向生长的析出相的横截面，尺寸约为2 nm×3 nm。

图9  焊缝区的TEM明场像

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

图10所示为熔池区高分辨透射电镜分析结果。通过标定可知析出相为单斜晶体结构，点阵常数a=1.51 nm，c=0.67 nm，两个方向夹角为106°(见图10(a))，析出相和铝为基体的位向关系为(200)//(103)Al、[010]//[010]Al。该结果与之前研究^[25-26]报道的β相的晶体结构一致，所以判定该析出相为β″相。以上组织分析表明，接头焊缝区虽然属于不同于母材的快速凝固组织，但是可以通过是时效热处理析出β″相，达到时效强化效果。但力学性能测试结果表明，接头的时效强化效果要小于母材的，导致接头的硬度最低值及拉伸试样断裂区都位于接头焊缝区。文献[28]显示，时效工艺变化会影响到β″相析尺寸及数量。

图10  熔池区的高分辨TEM像、快速傅里叶变换图和示意图

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