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對5mm厚Cu-Cr-Zr合金板進(jìn)行攪拌摩擦對接焊，在不同時效溫度(400，450，500℃)下對接頭進(jìn)行熱處理，研究了熱處理對接頭組織和力學(xué)性能的影響。結(jié)果表明：焊后熱處理后，焊核區(qū)晶粒尺寸未發(fā)生明顯變化，熱機(jī)影響區(qū)彎曲變形的晶粒基本消失；焊后熱處理后，在焊接過程中固溶至基體中的強(qiáng)化相重新析出，但500℃焊后熱處理后，接頭出現(xiàn)過時效現(xiàn)象；焊后熱處理后接頭的硬度和抗拉強(qiáng)度均明顯提高，硬度呈“W”形分布，最低值出現(xiàn)在熱機(jī)影響區(qū)。450℃焊后熱處理后接頭的硬度和抗拉強(qiáng)度均最大，焊核區(qū)的硬度達(dá)到母材的83%，接頭的抗拉強(qiáng)度為270MPa，比焊后熱處理前的增加了50MPa。

1、試樣制備與試驗(yàn)方法

試驗(yàn)材料為Cu-Cr-Zr合金板，在銑床改裝的攪拌摩擦焊機(jī)上進(jìn)行對接試驗(yàn)，攪拌頭為切三邊螺紋錐形攪拌頭，這種結(jié)構(gòu)能加強(qiáng)攪拌頭對母材的攪拌作用，增強(qiáng)材料塑性流動，從而有助于形成良好焊接接頭。攪拌頭的軸肩直徑、攪拌針頂部直徑、攪拌針底部直徑以及攪拌針長度分別為20，8，5，4.8mm。焊后，分別在400，450，500 ℃下對焊接接頭時效2h后空冷。

在焊后熱處理前后的焊接接頭中，以焊縫為中心垂直于焊接方向截取金相試樣，對試樣進(jìn)行打磨、拋光，用由FeCl3、C2H5OH、濃HCl組成的溶液腐蝕后，采用倒置光學(xué)顯微鏡(OM)觀察截面顯微組織。采用維氏硬度計(jì)在接頭截面上以焊縫為中心向兩側(cè)取點(diǎn)測硬度，測試間距為1mm，加載載荷為1N，保載時間為10s。按照GB/T 228.1—2018，在焊后熱處理前后的焊接接頭中，以焊縫為中心垂直于焊接方向截取拉伸試樣，拉伸試樣的標(biāo)距為100mm，采用電子拉伸試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行室溫拉伸試驗(yàn)，拉伸速度為0.5mm·min-1。拉伸試驗(yàn)后，采用場發(fā)射掃描電子顯微鏡(SEM)觀察斷口形貌。

2、試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 顯微組織

Cu-Cr-Zr合金攪拌摩擦焊接頭熱處理前后的宏觀形貌相似，以焊后熱處理前的焊接接頭為例，對其截面形貌進(jìn)行觀察。圖1中AS表示前進(jìn)側(cè)，RS表示后退側(cè)，NZ表示焊核區(qū)，TMAZ表示熱機(jī)影響區(qū)，HAZ表示熱影響區(qū)，BM為母材。由圖1可以看出，在軸肩與攪拌針的作用下，焊接接頭可劃分為母材、焊核區(qū)、焊核區(qū)兩側(cè)的熱機(jī)影響區(qū)以及熱機(jī)影響區(qū)以外只受熱作用的熱影響區(qū)。焊縫(焊核區(qū)和熱機(jī)影響區(qū))頂部寬度與軸肩直徑相近，底部寬度與攪拌針底部直徑相近。焊縫橫截面整體形貌呈盆狀，無明顯的“洋蔥環(huán)”特征，這是因?yàn)楹附舆^程中，一部分發(fā)生塑性變形的金屬受切邊平臺邊緣的擠壓作用向后方移動，做相對的水平移動，致使該部分金屬在厚度方向上的流動趨勢變緩。

圖1.  焊后熱處理前接頭的截面形貌

由圖2可知：焊后熱處理前接頭焊核區(qū)組織為細(xì)小的等軸晶，這是由于在攪拌針強(qiáng)烈攪拌作用下，焊核區(qū)溫度較高，使得晶粒發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶；在焊核區(qū)晶界和晶內(nèi)分布著一些不規(guī)則的析出相顆粒。熱機(jī)影響區(qū)不受攪拌針的直接攪拌作用，焊接熱輸入低，部分晶粒發(fā)生回復(fù)和動態(tài)再結(jié)晶；在攪拌頭旋轉(zhuǎn)與塑性金屬遷移產(chǎn)生的剪切力作用下，熱機(jī)影響區(qū)組織發(fā)生一定程度的彎曲變形,晶粒明顯拉長，晶粒尺寸小于焊核區(qū)的，并且在晶界和晶內(nèi)同樣分布著一些析出相顆粒，尺寸與焊核區(qū)的相當(dāng)，但數(shù)量更多且分布更均勻。母材為粗大的板條狀組織，在晶界和晶內(nèi)不均勻分布著大量的粗大析出相顆粒。由于銅的導(dǎo)熱性較好，焊接過程中產(chǎn)生的大量熱通過焊核兩側(cè)擴(kuò)散出去，焊縫邊緣溫度較低，金屬受熱均勻，因此熱影響區(qū)組織與母材的類似。

圖2.  焊后熱處理前接頭不同區(qū)域的顯微組織

對比圖2和圖3可以看出：與焊后熱處理前的接頭相比，經(jīng)不同溫度焊后熱處理后，焊核區(qū)組織的晶界更加明顯，晶粒尺寸未發(fā)生變化，同時析出相的數(shù)量明顯增多，并且隨著溫度升高，析出相的分布密度增加。焊接過程中的溫度較高，析出相溶解于基體中，經(jīng)時效后重新析出；當(dāng)時效溫度較低時析出相析出不充分，隨著時效溫度的升高，析出驅(qū)動力增大，析出相析出更充分，但當(dāng)時效溫度升高到500℃時，析出相發(fā)生粗化，接頭出現(xiàn)過時效現(xiàn)象，此時析出相與基體的共格關(guān)系受到破壞。熱處理后，熱機(jī)影響區(qū)發(fā)生彎曲變形的晶?；鞠?，晶粒尺寸略微增大，這是由變形能釋放導(dǎo)致晶粒粗化造成的；經(jīng)過焊后熱處理后，熱機(jī)影響區(qū)的析出相數(shù)量明顯增多。

圖3. 不同溫度焊后熱處理后接頭不同區(qū)域的顯微組織

2.2 硬度與拉伸性能

由圖4可知，焊后熱處理前接頭焊縫區(qū)域發(fā)生軟化，硬度呈“U”形分布，硬度最低值出現(xiàn)在焊核區(qū)，僅為75HV，相比母材降低了69HV。經(jīng)不同溫度焊后熱處理后，接頭顯微硬度均有明顯提高，且呈“W”形分布，焊核區(qū)硬度遠(yuǎn)高于熱機(jī)影響區(qū)的，且比焊后熱處理前的提高了約45HV，溫度450℃下的硬度最高，約為120HV，為母材硬度的83%。接頭顯微硬度隨熱處理溫度升高先增大，這是由于焊接過程固溶于基體的析出相經(jīng)熱處理后重新析出，阻礙位錯運(yùn)動作用降低，當(dāng)熱處理溫度高于450℃后又降低，這是由于焊后熱處理溫度過高時，接頭出現(xiàn)過時效現(xiàn)象，重新析出的強(qiáng)化相發(fā)生粗化長大。在450℃熱處理后接頭的硬度最高。

圖4.  焊后熱處理前后接頭的顯微硬度分布

焊后熱處理前以及400，450，500℃焊后熱處理后接頭的抗拉強(qiáng)度分別為220，264，270，260MPa。可知，焊后熱處理后接頭抗拉強(qiáng)度明顯提高，450℃焊后熱處理后，接頭的抗拉強(qiáng)度最大，比焊后熱處理前接頭的增加了50MPa。

拉伸試樣均在焊核區(qū)發(fā)生斷裂，并且有明顯的頸縮現(xiàn)象。由圖5可以看出：焊后熱處理前拉伸斷口中存在較多的大尺寸等軸狀韌窩，斷裂方式為韌性斷裂；不同溫度焊后熱處理后拉伸斷口中的韌窩尺寸較小且深度較淺，說明經(jīng)過焊后熱處理后焊縫的韌性降低。

圖5.  不同溫度焊后熱處理前后拉伸試樣的斷口形貌

3、結(jié) 論

(1) 與焊后熱處理前的接頭相比，Cu-Cr-Zr合金攪拌摩擦焊接頭經(jīng)不同溫度焊后熱處理后，焊核區(qū)晶粒尺寸未發(fā)生明顯變化，熱機(jī)影響區(qū)彎曲變形的晶?；鞠В唤?jīng)焊后熱處理后，固溶于基體中的析出相重新析出，但是500℃焊后熱處理后接頭出現(xiàn)過時效現(xiàn)象，析出相發(fā)生粗化長大。

(2) 焊后熱處理前接頭的硬度呈“U”形分布，最低值出現(xiàn)在焊核區(qū)；焊后熱處理后接頭的硬度明顯提高，呈“W”形分布，最低值出現(xiàn)在熱機(jī)影響區(qū)，焊核區(qū)硬度比焊后熱處理前的提高約45HV；接頭硬度隨著焊后熱處理溫度的升高先增大后降低，450℃焊后熱處理后接頭的硬度最高，焊核區(qū)硬度可達(dá)120HV，為母材硬度的83%。

(3) 焊后熱處理后接頭的抗拉強(qiáng)度明顯提高，且450℃焊后熱處理后接頭的抗拉強(qiáng)度最大，為270MPa，比焊后熱處理前的增加了50MPa。拉伸試樣均在焊核區(qū)發(fā)生韌性斷裂，但焊后熱處理后拉伸斷口中的韌窩尺寸較小且深度較淺，接頭韌性降低。

引用本文：

仇一卿，范祝男，劉禮軍，燕翔，劉巨鋒.焊后熱處理對Cu-Cr-Zr合金攪拌摩擦焊接頭組織與力學(xué)性能的影響[J].機(jī)械工程材料，2021，45（7）：41-45，50.

Qiu Y Q, Fan Z N, Liu L J, et al. Effect of Postweld Heat Treatment on Microstructure and Mechanical Properties of Cu-Cr-Zr Alloy Friction Stir Welding Joint, 2021, 45（7）: 41-45, 50.