5米級(jí)鋁鋰合金瓜瓣攪拌摩擦焊接工藝及組織性能研究

宋建嶺，王 昆，李 超，孟占興，劉德博

（1.天津航天長征火箭制造有限公司，天津，300462；2.北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京，100076）

0 引 言

隨著近年來航天事業(yè)的蓬勃發(fā)展，對(duì)運(yùn)載火箭的運(yùn)載能力也不斷提出新的要求。作為運(yùn)載工具，降低運(yùn)載火箭自身重量可有效提高載荷能力，而具有低密度、高比強(qiáng)度、高比剛度和高彈性模量的鋁鋰合金是降低火箭自重的關(guān)鍵材料。同時(shí)鋁鋰合金還具有良好的耐腐蝕性能、耐疲勞性能和耐低溫性能[1～5]。由于鋁鋰合金具有熱敏感性高、良好的導(dǎo)熱性及熔點(diǎn)低等特點(diǎn)，且鋁鋰合金化學(xué)特性活潑，在鋁合金表面會(huì)存在一層致密的氧化膜，氧化膜具有較強(qiáng)的硬度和較高的熔點(diǎn)，采用熔化焊方式焊接時(shí)易使焊縫形成氣孔、裂紋等缺陷，且焊后殘余應(yīng)力較大，該些因素導(dǎo)致鋁鋰合金熔化焊接頭質(zhì)量不理想[6～10]。

攪拌摩擦焊接作為一種固相連接手段，可通過高速轉(zhuǎn)動(dòng)的攪拌針將機(jī)械能轉(zhuǎn)換為摩擦熱能，從而實(shí)現(xiàn)待焊件間的連接。攪拌摩擦焊接熱輸入低，能夠有效降低組織粗化的影響，可廣泛應(yīng)用于低熔點(diǎn)金屬焊接，且在焊接過程中無需氣體保護(hù)和填絲操作，能夠避免氣孔和焊接熱裂紋等缺陷[11,12]。近年來 S.MALA R VIZHI等[13]對(duì)2195鋁鋰合金攪拌摩擦焊接工藝進(jìn)行了研究，研究結(jié)果表明鋁鋰合金攪拌摩擦焊接頭性能顯著優(yōu)于熔化焊接頭，但對(duì)于鋁鋰合金攪拌摩擦焊接在5米級(jí)貯箱箱底焊接中的工程應(yīng)用研究較少，為此，本文針對(duì)5米級(jí)鋁鋰合金瓜瓣攪拌摩擦焊接工藝及焊接接頭組織性能開展了研究。

1 試驗(yàn)設(shè)備及方法

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)材料為Φ5000 mm鋁鋰合金貯箱球面箱底瓜瓣，待焊部位為瓜瓣縱縫焊接，該瓜瓣內(nèi)型面曲率半徑為2499.5 mm，單塊瓜瓣為箱底圓環(huán)的1/12，在圓周方向上屬于 30°瓜瓣，如圖1所示。瓜瓣材料為2195鋁鋰合金，是由O態(tài)板材經(jīng)蠕變成形后進(jìn)行固溶時(shí)效熱處理而成的，材料厚度為8.0 mm，熱處理狀態(tài)為 T8，主要化學(xué)成分見表1，其抗拉強(qiáng)度Rm為 570 MPa，斷后延伸率A為8%。

圖1 瓜瓣結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of Melon-valve

表1 2195 鋁鋰合金化學(xué)成分Tab.1 Chemical Comрosition of 2195 Al-Li Alloy

1.2 試驗(yàn)設(shè)備及裝置

試驗(yàn)所用設(shè)備為重載五軸龍門攪拌摩擦焊接設(shè)備，裝配工裝為根據(jù)Φ5000 mm瓜瓣內(nèi)型面特點(diǎn)設(shè)計(jì)制造的專用模胎，該工裝包括焊接膜胎、機(jī)械壓條、壓緊螺栓。攪拌頭結(jié)構(gòu)形式為圓錐螺紋+3個(gè)斜面結(jié)構(gòu)的攪拌針，如圖2所示。

圖2 攪拌頭實(shí)物Fig.2 Picture of Stirring Head

1.3 試驗(yàn)流程

瓜瓣試驗(yàn)件焊接前首先需要對(duì)瓜瓣進(jìn)行酸洗，去除表面油污，然后通過專用模胎裝配瓜瓣并進(jìn)行縱縫兩側(cè)余量銑切，如圖3所示，再使用刮刀對(duì)瓜瓣待焊區(qū)端面及焊接區(qū)部位20 mm范圍內(nèi)正反面氧化膜進(jìn)行刮削去除，使待焊區(qū)表面出現(xiàn)金屬光澤，且嚴(yán)格控制待焊工件，8 h內(nèi)進(jìn)行焊接，避免試板氧化膜的再次生成。刮削后，對(duì)焊接區(qū)每隔100 mm范圍內(nèi)進(jìn)行厚度測量，以最小厚度值為標(biāo)準(zhǔn)確定正式焊接攪拌針長度。

圖3 瓜瓣裝配示意Fig.3 Sketch Maр of Assembled Melon-valve

瓜瓣試樣焊接完成后，垂直于拼焊方向在焊縫處截取金相試樣，通過低倍顯微鏡觀察接頭的顯微組織；分別在拼焊接頭瓜瓣小端、中部、大端垂直于拼焊方向切割拉伸試樣進(jìn)行室溫力學(xué)性能測試及低溫力學(xué)性能測試，取樣及測試方法分別按照室溫GВ/T228.1-2010、低溫GВ/T13239-2006執(zhí)行；分別在拼焊接頭瓜瓣小端、中部、大端垂直于拼焊方向切割彎曲試樣進(jìn)行彎曲性能測試，取樣及測試方法按照GВ/T2653-2008執(zhí)行；采用場發(fā)射掃描電子顯微鏡觀察拉伸試樣斷口形貌。

2 焊接接頭質(zhì)量及分析

2.1 接頭成形質(zhì)量

攪拌摩擦焊接參數(shù)包括攪拌針傾角、攪拌針下壓量、攪拌頭轉(zhuǎn)速、焊接速度、攪拌頭結(jié)構(gòu)形式等，Φ5000 mm鋁鋰合金瓜瓣攪拌摩擦焊接參數(shù)見表2。

表2 瓜瓣試驗(yàn)件工藝參數(shù)Tab.2 Welding Parameters of Melon-valve

試片焊縫表面成形及瓜瓣拼焊整體外觀如圖4所示。

圖4 試片焊縫表面成形及瓜瓣拼焊整體外觀Fig.4 Aррearance of Welded Plate Piece and Melon-valve

采用該焊接參數(shù)焊接平板試片，獲得的焊縫成形良好如圖4a所示，隨后采用相同焊接參數(shù)焊接Φ5000 mm 瓜瓣試驗(yàn)件。正式試驗(yàn)件焊接過程中，首先利用程序仿真以及弧形試片進(jìn)行焊接軌跡試驗(yàn)，驗(yàn)證焊接程序以及軌跡擬合精度的準(zhǔn)確性，然后裝配壓緊瓜瓣，進(jìn)行多點(diǎn)定位焊接、正式焊接。

焊接完成后的瓜瓣試驗(yàn)件拼焊縱縫如圖4b所示。瓜瓣試驗(yàn)件焊接完成后，焊縫表面成形良好，剔除焊縫兩側(cè)飛邊，對(duì)焊縫表面進(jìn)行打磨處理，采用超聲相控陣及 X光射線兩種無損檢測手段檢測焊縫內(nèi)部質(zhì)量，結(jié)果表明焊縫內(nèi)部質(zhì)量良好無缺陷。

2.2 接頭組織分析

2195 -T8鋁鋰合金攪拌摩擦焊焊縫微觀組織如圖5所示。

圖5 2195T8鋁鋰合金攪拌摩擦焊接頭微觀組織Fig.5 Microstructure of Friction Stir Welded Joint of 2195T8 Al-Li Alloy

圖5a為2195-T8鋁鋰合金母材微觀組織，母材呈板條狀分布，有明顯的軋制痕跡；圖5b為熱影響區(qū)組織，熱影響區(qū)組織在焊接過程中受到熱循環(huán)作用，但是未受到攪拌頭的機(jī)械攪拌作用，未發(fā)生變形，而且焊接熱作用比焊核區(qū)弱，可以明顯看出，由于受到熱循環(huán)作用，其板條組織明顯比母材組織寬，說明熱影響區(qū)在焊接熱作用下，晶粒變大，相對(duì)母材而言，其存在粗化現(xiàn)象；圖5c和圖5f為熱機(jī)影響區(qū)的微觀組織形貌，可以看出，熱機(jī)影響區(qū)組織發(fā)生了較大程度的扭曲變形，并且存在一定程度的拉長跡象，這是由于熱機(jī)影響區(qū)的組織在焊接過程中同時(shí)受到攪拌頭的機(jī)械攪拌和焊接熱循環(huán)的雙重作用，但熱機(jī)影響區(qū)在位置上距離攪拌針較遠(yuǎn)，受到攪拌針攪拌作用小于焊核區(qū)組織；對(duì)比圖5c和圖5f，可以發(fā)現(xiàn)前進(jìn)側(cè)組織特征和后退側(cè)組織特征明顯不同，前進(jìn)側(cè)分界明顯而后退側(cè)分界則比較模糊，出現(xiàn)這種狀況，與焊接過程中焊縫兩側(cè)金屬的塑性流動(dòng)性不同有關(guān)，在前側(cè)，攪拌頭行進(jìn)方向和軸肩摩擦產(chǎn)生的材料流動(dòng)方向相同，塑性金屬流動(dòng)性好，速度梯度較大，所以前進(jìn)側(cè)板條組織的扭曲變形程度也比較大，而后退側(cè)攪拌頭行進(jìn)方向和軸肩摩擦產(chǎn)生的材料流動(dòng)方向相反，塑性金屬材料對(duì)攪拌頭的機(jī)械攪拌作用存在一定緩沖作用，進(jìn)而降低了組織變形，所以焊核區(qū)和與熱機(jī)影響區(qū)分界不清晰；圖5e為焊核區(qū)組織形貌，焊核區(qū)組織晶粒非常細(xì)小，由等軸晶組成，組織均勻，沒有明顯的方向性。該區(qū)受到攪拌頭強(qiáng)烈攪拌作用，并經(jīng)歷了較高的溫度循環(huán)，組織發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，形成的晶粒來不及長大就會(huì)在攪拌頭作用下被打碎，從而形成了焊核區(qū)的細(xì)小等軸晶粒。

2.3 接頭力學(xué)性能測試

分別針對(duì)瓜瓣大端、瓜瓣中部、瓜瓣小端拼焊縱縫進(jìn)行取樣分析。經(jīng)拉伸測試，常溫下，平均抗拉強(qiáng)度可達(dá) 406.5 MPa，強(qiáng)度系數(shù)達(dá)到 70.1%，延伸率為6.6%。低溫下，平均抗拉強(qiáng)度可達(dá)513.75 MPa，強(qiáng)度系數(shù)達(dá)到73.4%，延伸率為9.4%，如表3、表4所示。低溫下，2195鋁鋰合金瓜瓣拼焊接頭抗拉強(qiáng)度及延伸率優(yōu)于室溫狀態(tài)，在2195鋁鋰合金平板試件焊接研究中有過相似的試驗(yàn)結(jié)果，嚴(yán)安等[14]認(rèn)為溫度降低致使位錯(cuò)交滑移困難，加工硬化指數(shù)增大，變形均勻性增強(qiáng)，因此低溫抗拉強(qiáng)度較大。

表3 室溫下瓜瓣焊縫取樣力學(xué)性能Tab.3 Mechanical Proрerties of Melon-valve at Room Temрerature

表4 低溫下瓜瓣焊縫取樣力學(xué)性能Tab.4 Mechanical Proрerties of Melon-valve at Low Temрerature

彎曲試驗(yàn)結(jié)果如表5所示。由表5可知，在接頭彎曲試驗(yàn)中，接頭平均正彎性能為 75.3°，接頭平均背彎性能為35°。在正彎性能上，瓜瓣小端、中部、大端正彎性能存在一定波動(dòng)，其中瓜瓣中部彎曲性能最佳，可達(dá)85°。在背彎性能上，接頭彎曲性能基本一致。如圖6所示（圖中畫圈位置表示裂紋位置），可獲得彎曲試樣斷裂位置，從斷裂位置看，鋁鋰合金瓜瓣試驗(yàn)件接頭正彎裂紋位于焊核中部附近，背彎裂紋位于接頭融合線附近，并未斷裂于中心，說明焊縫接頭完全融合，不存在根部未焊透和根部未融合問題。

表5 接頭彎曲試驗(yàn)結(jié)果Tab.5 Results of Вending Exрeriment

圖6 彎曲試樣裂紋位置示意Fig.6 Crack Location of Вending Sрecimen

2.4 接頭斷口分析

瓜瓣試驗(yàn)件焊接完成后，將焊縫加工成拉伸子樣，進(jìn)行力學(xué)測試，所有拉伸試樣均斷裂于熱影響區(qū)附近，如圖7為常溫?cái)嗫诤暧^圖。

圖7 常溫?cái)嗫诤暧^圖Fig.7 Macroscoрic Morрhology of Fracture at Room temрerature

圖8分別為斷口電鏡掃描照片。

圖8 斷口電鏡掃描形貌Fig.8 SEM Morрhology of Fracture

由圖8可知，斷口中存在較多大小不等的韌窩，且在斷口上存在有細(xì)小的第 2相粒子剝離后留下的非常細(xì)小的光滑韌窩，為沿晶斷裂。在部分大韌窩中還存在粗大的第2相粒子斷裂后產(chǎn)生的斷面，為穿晶斷裂，因此推斷2195鋁鋰合金的斷裂方式以韌窩和沿晶界開裂方式為主，斷口為韌性與脆性混合斷裂。

3 結(jié) 論

a）綜合5米級(jí)2195鋁鋰合金瓜瓣拼焊工藝特性，建立了 5米級(jí)鋁鋰合金瓜瓣攪拌摩擦焊接工藝方法，選用圓錐螺紋+3個(gè)斜面結(jié)構(gòu)的攪拌針，轉(zhuǎn)速為300～500 r/min，焊接速度為80～120 mm/min時(shí)，可獲得高質(zhì)量2195鋁鋰合金瓜瓣拼焊接頭。

b）2195鋁鋰合金瓜瓣拼焊接頭組織可分為熱影響區(qū)、熱機(jī)影響區(qū)及焊核區(qū)。相較于母材，熱影響區(qū)受焊接熱循環(huán)作用出現(xiàn)明顯的粗化現(xiàn)象，熱機(jī)影響區(qū)受到機(jī)械攪拌及熱循環(huán)雙重作用組織發(fā)生扭曲和拉長，焊核區(qū)由細(xì)小的等軸晶組成。

c）2195鋁鋰合金瓜瓣攪拌摩擦焊接頭低溫力學(xué)性能顯著優(yōu)于常溫下力學(xué)性能，強(qiáng)度系數(shù)均達(dá)到 70%以上，延伸率均為5.5%以上，接頭斷裂方式以韌窩和沿晶界開裂方式為主，斷口為韌性與脆性混合斷裂。