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《Chinese Journal of Mechanical Engineering》2016年第5期

摘要：

采用2A14-T6鋁合金圓錐塞棒和10mm厚2219-T87鋁合金板材進行了異種鋁合金摩擦圓錐塞焊工藝試驗。對異種鋁合金摩擦錐塞焊接頭的缺陷特征、微觀組織、強化相分布、力學性能及拉伸斷口形貌進行觀察與測試。結果表明：在焊接轉速為7500r/min，焊接壓力為30kN和35kN時得到了無缺陷的摩擦塞焊接頭；摩擦塞焊接頭可分為塞棒區、塞棒焊縫熱力影響區、摩擦界面區、熱力影響區、熱影響區和母材區六部分；硬度測試結果顯示，母材區硬度最高，塞棒區和塞棒焊縫熱力影響區硬度略低于母材，熱力影響區和熱影響區最低。摩擦塞焊接頭的抗拉強度最高可達312MPa，伸長率可達4.1%；接頭在下表面HAZ與TMAZ的交界處起裂，自下表面向上表面擴展，經過TMAZ，最終在上表面的PTMAZ斷裂，斷口呈韌窩形貌。

關鍵詞：

2219-T87鋁合金；2A14-T6鋁合金；摩擦圓錐塞焊；微觀組織；力學性能

0前言

摩擦塞補焊是英國焊接研究所于1995年發明的一種新型固相補焊技術[1-2]。其基本原理是采用一種高速旋轉的消耗性金屬棒(以下簡稱塞棒)沿軸向插入預制塞孔中并施加一定的軸向壓力，塞棒與塞孔接觸界面處的材料在劇烈摩擦和軸向載荷的作用下受熱軟化，從而實現固相連接過程。相對于傳統的熔焊修復方法，摩擦塞補焊具有接頭質量高、殘余應力低、焊接變形小等優點，該技術可用于攪拌摩擦焊匙孔的消除及其他焊接缺陷的修復，在火箭貯箱結構的制造過程中具有重要的應用前景。洛克希德-馬丁公司、馬歇爾飛行中心的工程師以及英國焊接研究所的專家對FPW進行了大量的試驗研究，并進行了工藝優化工作[3-6]。METZ針對2195鋁鋰合金攪拌摩擦焊焊縫進行了摩擦塞焊試驗，分析了接頭的顯微組織、硬度分布及疲勞性能[7-8]。國內對于FPW的研究起步較晚，范平章[9]介紹了摩擦塞焊的工作原理，以及存在的問題。趙衍華等[10]對4mm厚2014鋁合金摩擦塞補焊接頭的微觀組織和力學性能及斷裂特性進行了分析。杜波等[11]對10mm厚2219-T87鋁合金進行了摩擦塞補焊試驗，并對接頭的焊縫成型、顯微組織及力學性能進行了研究。而對于2219-T87和2A14-T6異種鋁合金的摩擦塞補焊研究尚未見公開報道。本文采用火箭推進劑貯箱結構用2219-T87鋁合金板材和2A14-T6塞棒，接頭設計采用錐形塞孔與錐形塞棒配合，進行了FPW工藝試驗，對接頭的缺陷特征、微觀組織、強化相分布、力學性能及拉伸斷口進行了觀察和測試。研究結果可為FPW應用于貯箱制造過程中攪拌摩擦焊匙孔及焊接缺陷的修復提供重要的理論和技術支撐。

1試驗方法

試驗采用火箭推進劑貯箱結構用材2219-T87鋁合金板材，其尺寸為200mm80mm10mm。2219-T87鋁合金母材的抗拉強度為455MPa，伸長率為10%；塞棒材料為異種2A14-T6鋁合金，抗拉強度為460MPa，伸長率為12%。2219-T87和2A14-T6鋁合金的主要化學成分見表1。塞孔塞棒的幾何尺寸及FPW焊接過程示意圖如圖1所示，所有摩擦塞補焊工藝試驗均在天津大學自主設計研制的大功率摩擦柱塞焊接系統上完成。接頭設計、焊接轉速、焊接壓力、塞棒進給量都是影響焊接質量的關鍵因素。塞棒進給量主要取決于塞孔與塞棒的幾何尺寸、焊接材料的性質以及墊板托孔的尺寸等，通過初步試驗選取塞棒消耗量為10mm。考慮到摩擦塞焊可選的工藝窗口較窄，焊接轉速選為7500r/min，試驗所用焊接工藝參數如表2所示。焊接過程完成后，去除塞棒和擠出端，將焊縫表面磨平，采用線切割切取金相試樣，金相試樣經砂紙打磨、拋光后用凱樂試劑(4mLHF，6mLHCl，10mLHNO3，190mLH2O)腐蝕處理并在OLYMPUSGX51光學顯微鏡下觀察其顯微組織和缺陷特征。使用432SVD自動轉塔數顯維式硬度計測量焊縫截面的硬度分布，載荷9.8N，加載時間10s，測試點間距為0.5mm。依據GB/T2651-2008《焊接接頭拉伸試驗方法》進行焊接接頭拉伸試驗，拉伸試樣取樣位置及尺寸如圖2所示，測試在CSS-44100電子萬能試驗機上進行，加載速率3mm/min。使用Hitachi-S4800掃描電鏡觀察FPW接頭拉伸斷口的微觀形貌及接頭各區域強化相的形態和分布特征。

2試驗結果與分析

2.1宏觀形貌及缺陷

圖3a～3e為表2所示焊接參數下焊縫截面的宏觀形貌。可以看出：塞補焊接頭呈上寬下窄，在距離接頭上表面約3mm的過渡圓弧處結合界面角度發生明顯變化。接頭不同區域的組織差異較為明顯，如圖3d所示，一個完整的摩擦塞補焊接頭可分為塞棒區、塞棒焊縫熱力影響區、摩擦界面區、熱力影響區、熱影響區和母材區六部分。圖4是圖3中字母所示缺陷位置的放大圖。塞焊接頭常見缺陷主要有未焊合和孔洞兩種。未焊合主要出現接頭的根部，其產生原因主要是焊接壓力較小，塞棒與母材接觸初期產熱不足。隨著焊接壓力的增加，未焊合缺陷得到明顯改善，在焊接壓力增至30kN和35kN時獲得了無缺陷接頭。孔洞主要出現在接頭的近上表面和過渡圓弧處，主要是由于焊接壓力和頂鍛壓力較小所致。焊接壓力較小，焊接過程產熱不足，加之頂鍛壓力較小，材料流動不充分，從而形成孔洞缺陷。焊接壓力和頂鍛壓力較小時，接頭均可觀察到明顯的孔洞缺陷，隨著焊接壓力增加，孔洞的尺寸呈現減小的趨勢(圖4a、4b、4c)。此外，隨著焊接過程的進行，底部的材料冷卻，流動阻力增加，在剪切力的作用下與高速旋轉的塞棒分離，較小的頂鍛壓力也不足以將組織壓實，從而出現碗狀缺陷(圖3a、3b)。

2.2顯微組織及強化相分布

圖5為A5接頭不同區域的微觀組織。可以看出，焊接過程中，接頭各區的組織發生了明顯變化。摩擦界面區位于塞孔和塞棒的接觸界面處，材料在劇烈在摩擦熱和力的作用下，發生劇烈的塑性流動，發生再結晶形成均勻細小的等軸晶，等軸晶區的寬度約為20～150m。摩擦界面區與熱力影響區的界面較為明顯，而與塞棒熱力影響區的界面不明顯，這主要是由塞棒旋轉造成的材料流動速度梯度造成的。在焊接過程中，塞棒高速旋轉，帶動摩擦界面區的塑性材料一起旋轉，二者旋轉速度比較接近，所以組織差異較小；而熱力影響區的材料未能跟隨塞棒一起高速旋轉，與摩擦界面區材料的旋轉速度差異較大，所以二者的組織差異較為明顯。此外，摩擦界面區等軸晶的寬度由上表面到下表面呈增大趨勢，最厚處可達約150m(圖5b、5c、5d)。等軸晶區寬度與塑性變形層厚度有直接關系，而塑性變形層則是由接頭設計、焊接工藝參數等因素共同決定的。因此，接頭各區的尺度在接頭上部與下部是不一致的。塞棒中心區距離摩擦界面較遠，受熱影響作用較小，保持了塞棒拉拔形成的細長晶粒(圖5g)；塞棒焊縫熱力影響區的組織由于受到摩擦熱和軸向力的作用，靠近再結晶區的一側發生了局部再結晶(圖5e)，而靠近塞棒的一側晶粒只發生了彎曲變形(圖5f)；母材側的熱力影響區在熱和力的共同作用下，晶粒也發生明顯的彎曲變形(圖5h)；熱影響區僅受到熱循環的作用，仍保持了母材板條狀的組織特征(圖5i)。圖6為掃描電鏡下焊縫不同區域強化相的形態及分布特征。2219-T87鋁合金是Al-Cu系熱處理可強化變形鋁合金，是固溶處理+7%冷加工變形，然后人工時效獲得，母材組織是伴有大量位錯和細小針狀強化θ'和θ″相的α(Al)固溶體。其強化相的脫溶慣序為：過飽和固溶體→GP區→θ″→θ'→θ，強化相在焊接過程中的演變是引起接頭各區硬度發生變化的主要原因。母材為板條組織，有明顯的軋制痕跡，在晶界和晶粒內部存在大量的強化相，強化相沿軋制方向呈流線型均勻分布在鋁合金基體中(圖6b)；與母材相比，HAZ的強化相的數量減少，但尺寸較母材有所增加，仍沿著軋制方向呈流線型分布(圖6c)；TMAZ中的強化相比母材中的數量也明顯減少，尺寸更大，同時由于熱力影響區晶粒發生變形，強化相的形態發生改變，與晶粒變形的方向一致(圖6g、6j、6m)。說明在摩擦塞補焊過程中，熱力影響區和熱影響區由于受到摩擦熱作用，θ相聚集長大，材料出現了過時效。塞棒中心受熱影響較小，強化相沿塞棒拉拔的方向呈線狀分布(圖6d)。由于靠近結合線的PTMAZ發生了再結晶，強化相被打碎，由原有的線狀分布轉變為均勻分布(圖6e、6h、6k)。

2.3硬度分布及力學性能

圖7為A1-A5接頭截面中心線處的硬度分布。總體來看，FPW接頭硬度分布呈現W形，母材區基本未受到焊接熱循環的影響，硬度最高(約為140HV±5HV)；塞棒中心受熱影響較小，硬度略低于母材(約為140HV±5HV)；熱影響區和熱力影響區發生嚴重軟化，硬度降低至90HV±5HV左右。對比不同焊接壓力下接頭的硬度分布，可發現焊接壓力對接頭的硬度分布并無顯著影響。對比硬度結果和接頭微觀組織及強化相分布可知，FPW接頭各區域硬度變化與微觀組織及強化相的變化是緊密聯系的。圖8為A5接頭的應力應變曲線，圖9為不同焊接壓力下接頭的抗拉強度及延伸率。在焊接壓力較小時，由于孔洞和未焊合等焊接缺陷的存在，抗拉強度及延伸率都比較低，隨著焊接壓力的增加，焊接缺陷減少，接頭質量明顯提高。FPW接頭抗拉強度最高可達312MPa，為母材強度的68.6%，斷后伸長率最高達4.1%，約為母材伸長率(10%)的

2.4斷口形貌

為進一步分析FPW接頭的連接質量以及斷裂特征，對母材和A5焊接參數下的FPW接頭拉伸試樣的斷口進行了掃描電鏡觀察。圖10a為FPW接頭斷口的宏觀形貌，圖10b～10e為圖10a中A、B、C、D所示位置的微觀形貌，圖10f為2219-T87母材的拉伸斷口形貌。母材斷口由韌窩和撕裂棱組成，韌窩尺寸較大，撕裂棱較大較深，韌窩底部有較多桿狀的強化相；FPW接頭在下表面HAZ與TMAZ的交界處起裂，自下表面向上表面擴展，經過TMAZ，最終在上表面的PTMAZ斷裂。區域A位于TMAZ和HAZ的交界處，區域B位于TMAZ，韌窩平而淺，韌窩邊緣較為尖銳，窩底的強化相呈破碎的片狀，尺寸增加但數量減少，說明焊接過程中伴隨有強化相的溶解和聚集長大。區域C和區域D位于PTMAZ，斷口呈等軸韌窩，尺寸比區域A

3結論

(1)通過優化工藝參數，成功實現2A14-T6圓錐塞棒和2219-T87母材塞孔異種鋁合金摩擦錐塞焊工藝過程，獲得了無缺陷的FPW接頭。

(2)FPW接頭可分為塞棒區、塞棒焊縫熱力影響區、摩擦界面區、熱力影響區、熱影響區和母材區六部分。塞棒中心保持了拉拔形成的細長晶粒組織；塞棒熱力影響區晶粒發生彎曲變形和局部再結晶；摩擦界面處形成細小的等軸晶區；熱力影響區晶粒有明顯的彎曲變形；熱影響區只受到熱循環的作用，晶粒保持了母材板條狀的組織特征。

(3)FPW接頭截面的硬度分布曲線呈W形。隨著距塞棒中心距離增加，硬度先減小后增加，在熱力影響區和熱影響區硬度較低，最低值約為85HV。

(4)FPW接頭抗拉強度最高可達312MPa，為母材的68.6%，伸長率最高為4.1%，塑性較差。

(5)FPW接頭在下表面HAZ與TMAZ的交界處起裂，自下表面向上表面擴展，經過TMAZ，最終在上表面的PTMAZ斷裂，斷口呈韌窩形貌。

參考文獻：

[9]范平章.摩擦塞焊研發與關鍵問題[J].航天制造技術，2007(1)：34-37.

[10]趙衍華，劉景鐸，張加濤，等.2014鋁合金拉鍛式摩擦塞補焊接頭微觀組織及力學性能[J].航空制造技術，2009(23)：86-90.

作者:杜波 孫轉平 楊新岐 崔雷 單位:天津大學材料科學與工程學院 天津長征火箭制造有限公司