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1、異種鋁合金摩擦塞補焊接頭組織性能研究 異種鋁合金摩擦塞補焊接頭組織性能研究 2016/11/08 《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(xué)性能及拉伸斷口形貌進行觀察與測試。結(jié)果表明：在焊接轉(zhuǎn)速為

2、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(qū)、塞棒焊縫熱力影響區(qū)、摩擦界面區(qū)、熱力影響區(qū)、熱影響區(qū)和母材區(qū)六部分；硬度測試結(jié)果顯示，母材區(qū)硬度最高，塞棒區(qū)和塞棒焊縫熱力影響區(qū)硬度略低于母材，熱力影響區(qū)和熱影響區(qū)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(jīng)過TMAZ，最終在上表面的PTMAZ斷裂，斷口呈韌窩形貌。 關(guān)鍵詞： 2219-T87鋁合金；2A14-T6鋁合金；摩擦圓錐塞焊；微觀組織；力學(xué)性能

3、 0前言 摩擦塞補焊是英國焊接研究所于1995年發(fā)明的一種新型固相補焊技術(shù)[1-2]。其基本原理是采用一種高速旋轉(zhuǎn)的消耗性金屬棒(以下簡稱塞棒)沿軸向插入預(yù)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(xiàn)固相連接過程。相對于傳統(tǒng)的熔焊修復(fù)方法，摩擦塞補焊具有接頭質(zhì)量高、殘余應(yīng)力低、焊接變形小等優(yōu)點，該技術(shù)可用于攪拌摩擦焊匙孔的消除及其他焊接缺陷的修復(fù)，在火箭貯箱結(jié)構(gòu)的制造過程中具有重要的應(yīng)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(yōu)化工作[3-6]。M

4、ETZ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(nèi)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(xué)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(xué)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(jié)構(gòu)用2219-T87鋁合金板材和2A14-T6塞棒，接頭設(shè)計采用錐形塞孔與錐形塞棒配

5、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(xué)性能及拉伸斷口進行了觀察和測試。研究結(jié)果可為FPW應(yīng)用于貯箱制造過程中攪拌摩擦焊匙孔及焊接缺陷的修復(fù)提供重要的理論和技術(shù)支撐。 1試驗方法 試驗采用火箭推進劑貯箱結(jié)構(gòu)用材2219-T87鋁合金板材，其尺寸為200mm80mm10mm。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(xué)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

6、塞補焊工藝試驗均在天津大學(xué)自主設(shè)計研制的大功率摩擦柱塞焊接系統(tǒng)上完成。接頭設(shè)計、焊接轉(zhuǎn)速、焊接壓力、塞棒進給量都是影響焊接質(zhì)量的關(guān)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(zhì)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?？紤]到摩擦塞焊可選的工藝窗口較窄，焊接轉(zhuǎn)速選為7500r/min，試驗所用焊接工藝參數(shù)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(jīng)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(xué)顯微鏡下觀察其顯微組織和缺陷特征。使

7、用432SVD自動轉(zhuǎn)塔數(shù)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(jù)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(qū)域強化相的形態(tài)和分布特征。 2試驗結(jié)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(shù)下焊縫截面的宏觀形貌?？梢钥闯觯喝a焊接頭呈上寬下窄，在距離接頭上表面約3mm的

8、過渡圓弧處結(jié)合界面角度發(fā)生明顯變化。接頭不同區(qū)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(qū)、塞棒焊縫熱力影響區(qū)、摩擦界面區(qū)、熱力影響區(qū)、熱影響區(qū)和母材區(qū)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(xiàn)接頭的根部，其產(chǎn)生原因主要是焊接壓力較小，塞棒與母材接觸初期產(chǎn)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?？锥粗饕霈F(xiàn)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(chǎn)熱不足，加之頂鍛壓力較小，材料流動不充分，從而形成

9、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(xiàn)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(zhuǎn)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(xiàn)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(qū)域的微觀組織。可以看出，焊接過程中，接頭各區(qū)的組織發(fā)生了明顯變化。摩擦界面區(qū)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(fā)生劇烈的塑性流動，發(fā)生再結(jié)晶形成均勻細小的等軸晶，等軸晶區(qū)的寬度約為20～150m。摩

10、擦界面區(qū)與熱力影響區(qū)的界面較為明顯，而與塞棒熱力影響區(qū)的界面不明顯，這主要是由塞棒旋轉(zhuǎn)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(zhuǎn)，帶動摩擦界面區(qū)的塑性材料一起旋轉(zhuǎn)，二者旋轉(zhuǎn)速度比較接近，所以組織差異較小；而熱力影響區(qū)的材料未能跟隨塞棒一起高速旋轉(zhuǎn)，與摩擦界面區(qū)材料的旋轉(zhuǎn)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(qū)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150m(圖5b、5c、5d)。等軸晶區(qū)寬度與塑性變形層厚度有直接關(guān)系，而塑性變形層則是由接頭設(shè)計、焊接工藝參數(shù)等因素共同決定的。因此，接頭各區(qū)的尺度在接頭上部與下部是不一致的。塞棒中心區(qū)距離摩擦界面較遠，

11、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(qū)的組織由于受到摩擦熱和軸向力的作用，靠近再結(jié)晶區(qū)的一側(cè)發(fā)生了局部再結(jié)晶(圖5e)，而靠近塞棒的一側(cè)晶粒只發(fā)生了彎曲變形(圖5f)；母材側(cè)的熱力影響區(qū)在熱和力的共同作用下，晶粒也發(fā)生明顯的彎曲變形(圖5h)；熱影響區(qū)僅受到熱循環(huán)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(qū)域強化相的形態(tài)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

12、和固溶體→GP區(qū)→θ″→θ→θ，強化相在焊接過程中的演變是引起接頭各區(qū)硬度發(fā)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(nèi)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(shù)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(shù)量也明顯減少，尺寸更大，同時由于熱力影響區(qū)晶粒發(fā)生變形，強化相的形態(tài)發(fā)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(qū)和熱影響區(qū)由于受到摩擦熱作用，θ相聚集長大，材料出現(xiàn)了過時效。塞棒中心受熱影響較小，強化相沿塞棒

13、拉拔的方向呈線狀分布(圖6d)。由于靠近結(jié)合線的PTMAZ發(fā)生了再結(jié)晶，強化相被打碎，由原有的線狀分布轉(zhuǎn)變?yōu)榫鶆蚍植?圖6e、6h、6k)。 2.3硬度分布及力學(xué)性能 圖7為A1-A5接頭截面中心線處的硬度分布?？傮w來看，F(xiàn)PW接頭硬度分布呈現(xiàn)W形，母材區(qū)基本未受到焊接熱循環(huán)的影響，硬度最高(約為140HV5HV)；塞棒中心受熱影響較小，硬度略低于母材(約為140HV5HV)；熱影響區(qū)和熱力影響區(qū)發(fā)生嚴重軟化，硬度降低至90HV5HV左右。對比不同焊接壓力下接頭的硬度分布，可發(fā)現(xiàn)焊接壓力對接頭的硬度分布并無顯著影響。對比硬度結(jié)果和接頭微觀組織及強化相分布可知，F(xiàn)

14、PW接頭各區(qū)域硬度變化與微觀組織及強化相的變化是緊密聯(lián)系的。圖8為A5接頭的應(yīng)力應(yīng)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(zhì)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(zhì)量以及斷裂特征，對母材和A5焊接參數(shù)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

15、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(jīng)過TMAZ，最終在上表面的PTMAZ斷裂。區(qū)域A位于TMAZ和HAZ的交界處，區(qū)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(shù)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(qū)域C和區(qū)域D位于PTMAZ，斷口呈等軸韌窩，尺寸比區(qū)域A 3結(jié)論 (1)通過優(yōu)化工藝參數(shù)，成功實現(xiàn)2A

16、14-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(qū)、塞棒焊縫熱力影響區(qū)、摩擦界面區(qū)、熱力影響區(qū)、熱影響區(qū)和母材區(qū)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(qū)晶粒發(fā)生彎曲變形和局部再結(jié)晶；摩擦界面處形成細小的等軸晶區(qū)；熱力影響區(qū)晶粒有明顯的彎曲變形；熱影響區(qū)只受到熱循環(huán)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(qū)和熱影響區(qū)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(jīng)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(fā)與關(guān)鍵問題[J].航天制造技術(shù)，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(xué)性能[J].航空制造技術(shù)，2009(23)：86-90.