LZ92鎂鋰合金激光焊接接頭的顯微組織與力學性能

姜炳春，付 琴，胡少華，唐聯耀，劉方方

(廣東科技學院機電工程學院，東莞 523083)

0 引 言

鎂及鎂合金具有密度低、比強度高、電子屏蔽性能優良、抗阻尼性好及易回收再利用等特點，被譽為“21世紀綠色結構材料”[1-3]。具有密排六方(hcp)晶體結構的鎂及鎂合金在室溫下的滑移系有限，塑性變形及成形能力較差，這限制了鎂合金產品的工業應用范圍。隨著鎂及鎂合金中添加的鋰含量增加，鎂鋰合金的晶體結構發生改變[4-5]。根據Mg-Li二元相圖[6]：當鋰質量分數低于5.7%時，鋰原子完全固溶在鎂中，組織為hcp結構的α相，塑性變形能力較差；當鋰質量分數高于10.3%時，組織為體心立方(bcc)結構的β相，滑移系大于5個，延展性和塑性成形能力較好，但其強度較低；當鋰質量分數介于5.7%10.3%時，合金組織中存在α相和β相，雙相結構的鎂鋰合金兼顧強度和延展性，是交通運輸車輛制造中代替鋁合金和鋼的理想結構材料[7]。在交通運輸車輛制造中，整體成形工藝成本大，難度高，結構件間通常采用焊接方式進行連接。為擴大鎂鋰合金的工業應用范圍，有必要開發一種有效環保的連接方式，以解決鎂鋰合金的連接問題。

鎂鋰合金的主要成分以鎂為主，該合金的焊接工藝可借鑒鎂合金的焊接工藝，也可采用鎂合金的焊接設備[6]。但是，鎂鋰合金的焊接工藝比鎂合金的更加復雜與困難，這是因為在鎂鋰合金的焊接過程中，不僅要考慮因合金再結晶溫度范圍寬而造成的焊縫氣孔及裂紋，以及高溫下鎂和鋰形成氧化物和脆化相等夾雜物的問題，還要考慮在焊接過程中因高溫發生爆炸而造成高溫熔融物飛濺的安全隱患問題。目前，有關鎂鋰合金焊接工藝的研究報道主要集中在氬弧焊方面[7-9]。但是，氬弧焊的熱輸入大，焊后焊件的變形程度嚴重、熱影響區范圍較寬、組織粗大，導致焊接接頭的力學性能下降。與氬弧焊相比，激光焊接具有熱輸入低、冷卻速率快和接頭熱影響區較小、焊縫組織細小、力學性能優良等特點，更適用于鎂鋰合金的連接。呂君霞等[10]對Mg-9.8Li-2.9Al-Zn合金進行激光焊接后發現：接頭熱影響區范圍較小，寬度僅為120 μm，焊縫組織由α相和β相組成，與母材組織相比，焊縫中α相數量增加且呈細針狀，顯微硬度比母材的高約20 HV。劉旭賀等[11]對LZ91鎂鋰合金薄板進行激光焊接后發現：焊縫組織由樹枝晶區、等軸晶區組成，接頭的抗拉強度達到母材的81.2%，拉伸斷裂發生在熔合線處。余文祥[12]研究了焊接功率、焊接速度、保護氣流量等焊接工藝參數對LZ91鎂鋰合金激光焊接接頭組織與性能的影響，獲得成形良好焊接接頭的工藝參數。但是，在上述研究中的激光焊接鎂鋰合金存在焊縫晶粒仍較大，接頭抗拉強度較低等問題。為解決上述問題，作者采用CO2激光焊接技術焊接LZ92鎂鋰合金，研究了焊接接頭的顯微組織與力學性能，以期獲得綜合性能良好的鎂鋰合金連接件。

1 試樣制備與試驗方法

試驗材料為10 mm厚的擠壓態LZ92鎂鋰合金，制備工藝參考文獻[13]。將擠壓板置于200 ℃下保溫2 h后空冷，然后在室溫下進行多道次軋制至厚度為2 mm。焊接前依次對焊接試樣進行打磨、脫脂、酒精和去離子水清洗、冷風吹干處理。采用YLS4000型光纖激光器進行焊接，采用平板對接方式，拼接縫中不填充金屬，高純度氬氣作為保護氣體，采用正面氣罩法進行保護。激光的固定輸出功率為1 000 W，焊接速度為3 m·min-1，氬氣流量為20 L·min-1，離焦量為1 mm。

激光焊接完成后，在焊接接頭處截取金相試樣，經打磨、拋光，用0.2 g苦味酸+1 mL冰醋酸+25 mL無水乙醇+5 mL水組成的溶液腐蝕30 s后，采用LEICADM4000型光學顯微鏡觀察接頭不同區域的顯微組織。采用X pert pro PANalytical型X射線衍射儀(XRD)進行物相分析，采用銅靶，加速電壓為60 kV，掃描速率為5 (°)·min-1，掃描范圍為20°80°。采用HX-1000TM/LCD型維氏硬度計測接頭不同區域的維氏硬度，載荷為4.9 N，保載時間20 s。按照ISO 4136-2012標準，在接頭上以焊縫為中心截取如圖1所示的拉伸試樣，采用SUN10型電子拉伸試驗機進行拉伸試驗，拉伸速度為5 mm·min-1，每組測3個試樣取平均值。采用JSM-6360LV型掃描電子顯微鏡(SEM)觀察拉伸斷口形貌。

圖1 拉伸試樣的形狀與尺寸Fig.1 Shape and dimension of tensile specimen

2 試驗結果與討論

圖2 LZ92鎂鋰合金母材與焊縫的XRD譜Fig.2 XRD patterns of base metal and weld of LZ92 magnesium lithium alloy

2.1 物相組成與顯微組織

由圖2可以看出，母材與焊縫的物相組成基本相同，主要由α相、β相和少量中間相Mg7Zn3化合物組成。觀察發現，激光焊接LZ92鎂鋰合金后，焊接接頭成形良好，焊縫中無明顯氣孔、裂紋等缺陷。由圖3可以看出：焊接接頭母材組織中β相呈等軸狀，晶粒尺寸約為70 μm，α相呈枝晶狀和顆粒狀沿β相晶界分布；熱影響區主要由粗大的β相和少量細小顆粒狀α相組成，β相晶粒尺寸約為260 μm，熱影響區和焊縫之間存在明顯的熔合線；焊縫中大量細小的顆粒狀和細針狀α相均勻分布在β相中，β相晶界消失。在焊接接頭中未觀察到中間相的存在，可能原因是中間相Mg7Zn3含量較少且鋅在α相和β相中的溶解度大。在激光焊接過程時，大量的熱量使焊縫金屬完全熔化，焊接結束后快速冷卻，使得焊縫處形成過飽和固溶體；在余熱的作用下，處于過飽和狀態的焊縫組織發生沉淀析出反應，因此在焊縫組織中可觀察到細顆粒狀和細針狀α相[12]。

圖3 LZ92鎂鋰合金焊接接頭不同區域的顯微組織Fig.3 Microstructures of different regions in LZ92 magnesium lithium alloy welded joint: (a) base metal; (b) heat affected zone and (c) weld

圖5 LZ92鎂鋰合金母材與焊接接頭的拉伸斷口SEM形貌Fig.5 SEM morphology of tensile fracture of LZ92 magnesium lithium alloy base metal (a) and welded joint (b)

2.2 力學性能

測得焊接接頭母材、熱影響區以及焊縫的平均硬度分別為58,52,64 HV，焊縫的硬度高于母材與熱影響區的，熱影響區的硬度最低。合金中不同區域的硬度差異與顯微組織有關。在焊接過程中熱影響區溫度較高，α相溶入相基體中，較軟的β相晶粒快速長大，導致硬度較低。在焊接過程中焊縫的冷卻速率較大，組織中析出大量的細小針狀和顆粒狀α相，α相硬度較高，同時根據霍爾佩奇公式可知，晶粒越細小，合金的硬度越高，因此焊縫的硬度最高，母材的次之，熱影響區的最低。

圖4 LZ92鎂鋰合金母材與焊接接頭的真應力-真應變曲線Fig.4 True stress-true strain curves of LZ92 magnesium lithium alloy base metal and welded joint

由圖4可以看出，母材的抗拉強度為182 MPa，斷后伸長率為36%，焊接接頭的抗拉強度為158 MPa，斷后伸長率為27%。斷裂位置位于熱影響區與焊縫間的熔合線處，這是由于熔合線兩側熱影響區與焊縫的組織差異明顯，使得熔線合處的結合力較低導致的。

2.3 拉伸斷口形貌

由圖5可以看出，母材拉伸斷口由大小不一的韌窩組成，呈典型的韌性斷裂特征。LZ92鎂鋰合金屬于雙相鎂鋰合金，在室溫拉伸應力作用下，α相和β相中的位錯會發生劇烈的滑移。由于β相位錯開動的臨界分切應力小于α相的，因此β相更容易產生滑移。隨著應變的增加，大量的位錯在α相表面堆積，當位錯密度堆積到一定程度，便在位錯塞積的區域形成細小的空洞，繼而形成細小的韌窩[14]。焊接接頭拉伸斷口中存在韌窩和解理面，呈典型的混合型斷裂特征。

3 結 論

(1) 激光焊接LZ92鎂鋰合金后，焊接接頭成形良好，焊縫中無明顯氣孔、裂紋等缺陷；母材與焊縫的物相組成相同，由α相、β相和中間相Mg7Zn3化合物組成；焊接接頭母材由等軸狀β相和枝晶狀與顆粒狀α相組成，熱影響區由粗大的β相和少量細小顆粒狀α相組成，焊縫區中大量細針狀和細小顆粒狀α相均勻分布β相中，β相晶界消失。

(2) 焊接接頭中焊縫的硬度最高，母材的次之，熱影響區的最低；焊接接頭的抗拉強度為158 MPa，為母材的86.8%，斷后伸長率為27%；母材室溫拉伸斷口由韌窩組成，斷裂形式為韌性斷裂，焊接接頭的斷口位于熱影響區與焊縫間的熔合線處，斷口由韌窩和解理面組成，斷裂形式為混合型斷裂。