H65黃銅厚板旋轉壓力焊焊接接頭的組織和性能分析

杜善豪，劉嘉靖，錢高祥，賴士浩，鄭弋明，吳青華，劉德華，張宇博

（1.大連理工大學材料科學與工程學院，遼寧 大連 116000；2.江西云泰銅業有限公司，江西 鷹潭 335000；3.大連理工大學機械學院，遼寧 大連 116000）

H65黃銅是最常見的多用途黃銅合金，具備較好的加工和成形性能，易通過冷熱壓力加工成各種形狀，具有適度的強度和良好的塑性，以及較好的耐磨性、耐熱性、導電性、導熱性等。H65 黃銅是一種多功能合金，可以滿足多個領域的制造需求，廣泛應用于汽車發動機和散熱器的零部件、船舶的管道系統、電器系統中的彈簧或開關等電子元件、機械設備的連接件等［1］。

由于黃銅合金本身熱導率高且熔點較高，傳統焊接易出現裂紋、孔洞等缺陷，造成焊接接頭區域性能較差等情況［2］。特別對于H65 黃銅中厚板材的連續軋制工藝，焊接中產生的缺陷會在后續的變形中不斷惡化，不僅影響成品率和生產效率，甚至有損壞軋輥的風險。旋轉壓力焊是一種適用于H65 黃銅中厚板材連接的工藝［3-5］。這一工藝將柱形攪拌頭在旋轉狀態下插入H65 黃銅板帶中，在攪拌頭和H65 黃銅板帶之間產生阻力并釋放熱量，使焊接區域的H65 黃銅發生熱塑化。攪拌頭緩慢前移的過程中，熱塑化的H65 黃銅會逐漸向攪拌頭后沿移動，在摩擦熱和機械力的共同作用下，H65 黃銅焊接處會形成致密固相接頭［6-9］。旋轉壓力焊適合于自動化操作，是一種高效、節能、環保的新型連接技術，對于提高黃銅制品的生產效率和成品率有重要意義［10-14］。

本研究將旋轉壓力焊應用于16 mm H65 板材的焊接實驗中，以焊接頭旋轉速度作為主要工藝參數，討論其對焊接接頭微觀組織、缺陷類型及力學性能的影響，期望提供一種H65 黃銅中厚板材的焊接新工藝。

1 實 驗

本文采用的原料為江西云泰銅業有限公司的H65 黃銅板帶，經水平連續鑄造制備而成，經步進爐加熱熱軋后獲得厚度為16 mm、寬度為450 mm的黃銅板帶（單坯帶卷質量約5000 kg）。經檢測，黃銅板帶的成分見表1。

表1 H65黃銅化學組成Table 1 Chemical composition of H65 brass（%，mass fraction）

使用HMC650TAX 旋轉壓力焊機對H65 黃銅板帶進行焊接。焊接前對板材進行切割，使兩板材對接角度為18°，同時焊接前對兩接觸面進行打磨，以去除雜質及氧化物，焊接后接頭區的宏觀形貌如圖1（a）所示。攪拌摩擦頭直徑為17 mm，焊接過程中攪拌頭傾角為2.5°［如圖1（b）所示］。分別采用不同攪拌頭轉速600，800，1000 r/min 對切割后的H65黃銅厚板進行焊接。

圖1 （a）接頭區宏觀形貌和（b）攪拌頭實物圖Fig.1 （a）Macroscopic morphology of H65 brass plate and（b）physical diagram of welding head

在焊縫區域切取樣品，打磨拋光處理后進行腐蝕，腐蝕溶液配比為10 mL H2O+90 mL CH3CH2OH +10 g FeCl3，腐蝕時間15～20 s。通過金相顯微鏡（OLYMPUS-GX51）對接頭寬度進行測量。為確定組織中的物相，對基體和接頭區域進行了XRD（D8 Advance）測試，隨后通過掃描電鏡（FIB-SEM Dual Beam）所配備的EBSD 探頭（Helios G4 UX）對所確定的物相組成進行定量分析，定量分析軟件為AZtecCrystal。

拉伸試驗試樣尺寸按照GB/T 228.1—2021《金屬材料拉伸試驗第1 部分：室溫試驗方法》進行，如圖2 所示。取樣位置保證標距段處于接頭區域中，拉伸試驗所使用設備為深圳三思縱橫有限公司生產的UTM 5105 萬能試驗機，拉伸速度為0.9 mm/min。拉伸實驗后的斷口形貌通過掃描電鏡（IT800-SHL）進行觀察。

圖2 拉伸試樣尺寸示意圖Fig.2 Schematic diagram of tensile sample（μm）

2 結果與討論

2.1 旋轉壓力焊接頭區組織演變規律

H65黃銅是一種雙相銅合金，對原始材料以及不同轉速下的接頭區進行XRD 物相分析，圖3 為H65 黃銅在不同條件下的XRD 圖譜，圖中物相衍射峰經對比可以分析出H65 黃銅基體和不同轉速下接頭區中物相組成均為α 相（Cu0.64Zn0.36）和β相（CuZn）。通過觀察焊接攪拌頭不同旋轉速度下的衍射峰強度，發現改變旋轉速度并未產生新的物相。

圖3 H65黃銅基體及焊接后接頭區XRD圖譜Fig.3 XRD patterns of H65 brass matrix and welded joint area

焊接頭在不同旋轉速度下，接頭區域的縱截面宏觀形貌和交界處微觀形貌如圖4 所示。圖4（a～c）分別是焊接攪拌頭旋轉速度為600，800，1000 r/min 時對應的接頭區域形貌。將界面處放大，可以清晰觀察到腐蝕后接頭區與基體組織存在明顯的區別，由于在焊接過程中接頭區域經歷了半固態和快速凝固的過程，因此接頭區的組織明顯細化，如圖4（d）所示，以此可以明確區分接頭區的寬度。量取H65 黃銅縱截面中心處接頭區寬度進行比較，如圖4（a～c）中白色標注所示。隨著焊接頭轉速的增加，接頭區域寬度隨之增大。轉速增加會在焊接頭與H65 黃銅之間產生更多的摩擦熱，從而提高接頭的熱輸入量，故接頭的熱影響區逐漸增加，接頭區域寬度隨之增大。

圖4 接頭區在不同旋轉速度下的宏觀形貌（a）600 r/min；（b）800 r/min；（c）1000 r/min；（d）基體和接頭區交界處微觀形貌Fig.4 Macroscopic morphology of joint region at different rotating speeds（a）600 r/min；（b）800 r/min；（c）1000 r/min；（d）Microscopic morphology of the junction between the matrix and the joint region

在基體和焊接攪拌頭于不同旋轉速度下的接頭區處取樣，通過掃描電子顯微鏡觀察發現，H65黃銅基體微觀組織沒有氣孔等缺陷，鑄坯質量良好；而不同轉速下的接頭區均能找到大小不一的氣孔，表明在非真空條件下進行厚板材的焊接容易卷入氣體。H65 黃銅基體微觀組織以及不同旋轉速度下接頭區的微觀形貌如圖5 所示。在旋轉壓力焊接過程中，接頭區并未完全熔化，焊接頭旋轉產生的熱量會使接頭兩端金屬處于可流動的半固態，隨著旋轉速度的增大，攪拌頭產生的接頭溫度更高，使半固態的H65 黃銅具有更好的流動性，從而使其在冷卻過程中有更好的補縮作用，導致隨著旋轉速度的增加，焊縫區域的氣孔逐漸減少。

圖5 H65黃銅基體以及在不同旋轉速度下接頭區的微觀形貌（a）H65黃銅基體；（b）600 r/min；（c）800 r/min；（d）1000 r/minFig.5 Microstructure of H65 brass matrix and microstructure of the joint region at different rotating speeds（a）H65 brass；（b）600 r/min；（c）800 r/min；（d）1000 r/min

圖6 是基體以及焊接攪拌頭旋轉速度分別為600，800，1000 r/min 條件下H65 黃銅的織構反極圖（Inverse pole figure，IPF）、物相分布圖和局部取向差圖（Kernel average misorientation，KAM）。圖6（a）為IPF圖，可以觀察到H65 黃銅基體的晶粒取向，結合圖6（b）物相分布圖，紅色區域代表的β 相（CuZn）沿著藍色區域代表的α相（Cu0.64Zn0.36）晶界處呈現細長條狀分布。圖6（c）為H65 黃銅基體KAM圖，可以看到位錯集中分布在β 相附近。圖6（d）為焊接攪拌頭旋轉速度為600 r/min時的接頭區晶粒取向分布，對比圖6（a）可知，在焊接過程中接頭區的晶粒發生細化現象，這是由于攪拌頭在旋轉過程中產生大量的摩擦熱，這些熱量使攪拌頭鄰近區域的材料熱塑化，發生動態再結晶現象［15］。在快速凝固的過程中，晶粒未能完全長大，導致焊接之后的接頭區晶粒更加細小，并且在攪拌力的作用下，條形的大塊β 相破碎，經焊接后分布更加均勻，也在一定程度上減小了接頭區的晶粒尺寸，如圖6（e）所示。同時，在圖6（f）中觀察到位錯依舊分布在β 相附近，且均勻分布。對比圖6（d，g，j）IPF 圖像發現，隨著焊接攪拌頭旋轉速度的不斷增加，整體晶粒尺寸并未發生明顯變化；對比圖6（e，h，k）物相分布圖可知，隨著旋轉速度的不斷增加，接頭區β 相的物相占比逐漸降低，由旋轉速度為600 r/min 時的6.6%下降至旋轉速度為800 r/min時的3.3%，最終在旋轉速度為1000 r/min時下降到0.9%。隨著焊接攪拌頭旋轉速度的不斷增加，攪拌工具與H65 黃銅之間會產生更多的摩擦熱，導致β 相在較高熱量作用下熔化，因此更多的Zn 元素固溶到Cu 基體中，使β 相更難析出，其所占比例逐漸降低。對比圖6（f，i，l）KAM圖像可知，H65黃銅基體和不同旋轉速度條件下的位錯均分布在β 相周圍，但由于β 相所占比例隨攪拌頭旋轉速度的增大而降低，這也導致接頭區位錯密度呈下降趨勢。

圖6 接頭區在不同條件下的顯微組織（a～c）基體；（d～f）600 r/min；（g～i）800 r/min；（j～l）1000 r/min；（a，d，g，j）IPF圖；（b，e，h，k）物相分布圖；（c，f，i，l）KAM圖Fig.6 Microstructure of the joint（a～c）matrix under different conditions；（d～f）600 r/min；（g～i）800 r/min；（j～l）1000 r/min；（a，d，g，j）IPF diagram；（b，e，h，k）phase distribution diagram；（c，f，i，l）KAM diagram

根據上述EBSD 圖像結果，統計了樣品中不同物相的晶粒尺寸分布，如圖7 所示。其中，圖7（a，c，e，g）分別為基體和焊接攪拌頭旋轉速度為600，800，1000 r/min 條件下的α 相晶粒尺寸分布，圖7（b，d，f，h）為對應條件下β相的晶粒尺寸分布。

圖7 接頭處α相、β相晶粒尺寸分布（a-b）基體；（c-d）600 r/min；（e-f）800 r/min，（g-h）1000 r/min；（a，c，e，g）α相；（b，d，f，h）β相Fig.7 Grain size at the rotary pressure welding head（a-b）matrix；（c-d）600 r/min；（e-f）800 r/min；（g-h）1000 r/min；（a，c，e，g）α phase；（b，d，f，h）β phase

由α 相晶粒尺寸分布圖可知，基體中所含α 相的平均晶粒尺寸約為42.49 μm，遠遠大于不同焊接攪拌頭旋轉速度下的接頭區α 相的晶粒尺寸。這一結果表明在焊接過程中，焊接攪拌頭的高速旋轉會產生大量熱量，使黃銅內部組織發生較為充分的再結晶過程，由此產生更多細小晶粒，α相的平均晶粒尺寸下降至6～7 μm。當焊接攪拌頭旋轉速度逐漸增加時，α 相的尺寸隨之減小，從600 r/min 下的6.94 μm 減小至1000 r/min 下的6.49 μm，證明較大的旋轉速度有利于晶粒細化。這是因為攪拌頭在高速旋轉過程中，會對接頭區熔體施加更強的攪拌，在熔體與冷凝殼之間發生熱交換過程，導致過冷帶增大，未生長完全的枝晶在攪拌力作用下破碎，大量枝晶碎塊出現并成為形核位點，使晶核數量增多最終導致晶粒細化［16-18］。同時，隨著攪拌速度的增加，對接頭區域輸入的較高熱量也使熔體中形核過程提前，α 相晶粒更加細小。通過對比原始狀態和不同焊接攪拌頭旋轉速度下β 相的平均晶粒尺寸，可以發現焊接后大尺寸的β 相明顯減少，β 相的晶粒尺寸更加集中分布在小尺寸區域，證明焊接過程中在攪拌力的作用下β 相有明顯的破碎現象［19］。

2.2 旋轉壓力焊接頭區的力學性能分析

圖8（a）為H65 黃銅基體在旋轉速度分別為600，800，1000 r/min條件下的應力-應變曲線，圖8（b）為對應條件下的極限抗拉強度、延伸率對比圖。H65 黃銅基體極限抗拉強度為340 MPa，焊接后接頭區的極限抗拉強度可上升至356 MPa，這是由于焊接之后的晶粒更加細小且位錯密度更低，因此強度更高。H65 黃銅基體的延伸率為59.4%，焊接后接頭區的延伸率降低至41.2%，遠遠小于H65黃銅基體的延伸率。結合圖5中接頭區的微觀形貌和圖7中的晶粒尺寸分布綜合分析可知，雖然接頭區的晶粒尺寸遠小于H65 黃銅基體的晶粒尺寸，但是在焊接過程中接頭區產生了氣孔等缺陷，在一定程度上影響了H65 黃銅之間的連接性。對比焊接攪拌頭旋轉速度為600，800，1000 r/min 條件下的應力-應變曲線，能發現隨著焊接轉速的提高，黃銅的延伸率明顯上升，由41.2%上升至48.4%。同時其強度略有下降，僅從356 MPa 下降至348 MPa。這是因為當旋轉速度提高時，占比更多的α相平均晶粒尺寸逐漸減小，導致延伸率大幅提升。然而，攪拌頭旋轉速度對β相的平均晶粒尺寸影響不明顯，這在一定程度上保證了材料的強度性能。并且隨著焊接攪拌頭旋轉速度增大，接頭區內部氣孔等缺陷數量也有所降低。在兩種因素的綜合作用下，焊接攪拌頭旋轉速度在1000 r/min時，所得H65 黃銅焊接樣品的接頭區性能最好，強度可達348 MPa，延伸率達48.4 %。

圖8 （a）接頭區在不同條件下的應力-應變曲線和（b）相應抗拉強度、延伸率對比圖Fig.8 （a）Stress-strain curves and（b）comparison of yield strength and elongation

拉伸實驗斷口的宏觀形貌如圖9 所示。實驗發現，焊接攪拌頭在不同轉速下，拉伸片均從接頭區斷裂，這說明盡管接頭區晶粒更加細小，但在氣孔等缺陷的影響下，H65 黃銅的接頭區仍易斷裂。利用掃描電子顯微鏡觀察了基體和不同斷口的微觀形貌，結果如圖10 所示?？梢钥闯?，焊接過程未改變H65 黃銅的斷裂方式，均為韌性斷裂。在圖10（a）基體樣品斷口形貌中，能夠明顯觀察到更大更深的韌窩，并且韌窩的數量遠大于接頭區，這說明H65 黃銅基體具有較高的韌性，與上述應力-應變曲線實驗結果相符。在圖10（b～d）中，當旋轉速度為600 r/min時，斷口處韌窩較淺且數量較少；當旋轉速度為800 r/min時，韌窩的數量明顯增多；當旋轉速度為1000 r/min時，斷口形貌呈現較多大而深的韌窩。這也進一步說明當焊接攪拌頭旋轉速度為1000 r/min時，接頭區的塑性更好。

圖9 拉伸片斷口宏觀形貌Fig.9 Macroscopic morphology of tensile fragment interface

圖10 斷口微觀形貌（a）基體；（b）600 r/min；（c）800 r/min；（d）1000 r/minFig.10 Micromorphology of the fracture（a）Matrix；（b）600 r/min；（c）800 r/min；（d）1000 r/min

依據本研究的數據，對江西云泰銅業的生產工藝進行了參數優化，實現了簡單黃銅系列板帶材10 t 大卷的生產，且平均成品率提高了5%，并有效提高了生產效率，項目實際產能達到設計產能的1.3倍。

3 結論

1）旋轉壓力焊工藝能夠使H65 黃銅厚板材進行有效連接，隨著旋轉速度的上升，接頭區域氣孔數量逐漸減少。

2）在H65 黃銅旋轉壓力焊接頭區中，焊接攪拌頭的旋轉速度對不同物相所占比例的影響較大。當旋轉速度由600 r/min 升高至1000 r/min，物相中α 相所占比例從94.6%升高至99.1%。隨焊接攪拌頭旋轉速度的增加，β 相所占比例減小，這也導致接頭區塑性提高。

3）焊接攪拌頭旋轉速度對H65 黃銅旋轉壓力焊接頭區的晶粒尺寸影響較大。隨著焊接攪拌頭轉速上升，α 相晶粒尺寸逐漸減小，而β 相晶粒尺寸變化不大。當轉速增加時，接頭區強度約為350 MPa，塑性從41.2%升高到48.4%。

4）江西云泰銅業實現了焊接后H65 黃銅帶材的大重卷生產，焊接工藝優化后黃銅帶材的平均成品率提高了5%，有效提高了生產效率，項目實際產能達到設計產能1.3倍。