幾何參數(shù)對2219鋁合金拉拔式摩擦塞補焊接頭微觀組織及力學性能的影響

邵 震，崔 雷*，王東坡，陳永亮，胡正根，王非凡

(1 天津大學 材料科學與工程學院，天津 300350；2 天津大學天津市現(xiàn)代連接技術重點實驗室，天津300350；3 天津大學機械工程學院，天津300350；4 中國運載火箭技術研究院，北京100076)

拉拔式摩擦塞補焊(friction pull plug weld, FPPW)是英國焊接研究所在1995年發(fā)明的一種新型固相連接技術，目前主要用于火箭貯箱攪拌摩擦焊匙孔及焊接缺陷的補焊[1-2]。FPPW原理為：塞棒在主軸帶動下，高速旋轉的同時進行軸向進給，并且在這一過程中塞棒受到一定軸向拉力。塞棒與塞孔在接觸之后，由于摩擦產(chǎn)生大量焊接熱輸入，待焊工件(塞孔)轉變?yōu)闊崴苄誀顟B(tài)，等到材料流動充分后塞棒停止轉動，之后立即施加頂鍛力，使塞棒和工件完成冶金連接[3-5]。相比于一般熔焊修補方法，摩擦塞補焊具有焊接變形小、殘余應力低、接頭質量高等優(yōu)點，并且其原理簡單、生產(chǎn)效率高、可靠性強、可大幅提升貯箱承載能力[6]。當接頭幾何參數(shù)設計不合理時，易出現(xiàn)塞棒拉斷、拉穿等問題，從而導致焊接失敗。杜波等[7]發(fā)現(xiàn)，由于塞棒結構不合理導致的接頭未焊合缺陷是FPPW工藝的典型焊接缺陷。Coletta等[8]對塞棒及塞孔的幾何形狀匹配進行研究，當塞孔制作成20°～120°錐孔結構、塞棒制作成15°～60°錐角的圓錐結構時，在適當?shù)暮附庸に噮?shù)下可以得到無缺陷焊縫。Takeshita等[9]對塞棒幾何形狀及FPPW接頭強度進行研究，塞棒材料使用2195-T8棒材，并加工成錐角為60°的圓錐結構，當焊接工藝參數(shù)采用5000 r·min-1主軸轉速、50 kN焊接拉力以及5 s拉鍛時間時，F(xiàn)PPW接頭抗拉強度可達358.28 MPa。盧鵬等[10-11]對6 mm厚2219鋁合金進行拉拔式摩擦塞補焊實驗。結合接頭宏觀成形以及抗拉強度，發(fā)現(xiàn)采用圓弧形塞棒、階梯孔形背部成形環(huán)可以有效改善材料流動狀態(tài)，消除未焊合缺陷。Gao等[12]采用圓弧形塞棒對5.5 mm厚5A06鋁合金進行補焊，優(yōu)化焊接工藝參數(shù)后接頭最高抗拉強度可達314 MPa。研究表明，隨著板厚增加，母材變形抗力增大，焊接過程產(chǎn)熱增加，導致塞棒易發(fā)生頸縮變形，焊接難度增加。本工作以8 mm厚2219-T87鋁合金為實驗材料，采用不同幾何形狀的塞孔和成形環(huán)，在相同焊接工藝參數(shù)下進行焊接實驗，探究接頭幾何形狀對FPPW接頭焊縫宏觀成形、界面結合質量以及力學性能的影響，以此為FPPW工藝應用于火箭貯箱制造提供一定理論依據(jù)與技術支撐。

1 實驗材料與方法

采用2219-T87鋁合金和2219-T6鋁合金作為母材和塞棒材料。2219鋁合金的化學成分如表1所示，實測2219-T87板材抗拉強度為434.7 MPa。FPPW焊接工藝參數(shù)如表2所示。實驗在天津大學自主研發(fā)的拉拔式摩擦塞補焊設備上進行，設備原理示意圖及接頭裝配如圖1所示。本工作設計兩種塞孔(φ30 mm直孔(1#)，φ32 mm錐直孔(2#))和兩種背部成形環(huán)(錐面成形環(huán)(1#)，階梯孔成形環(huán)(2#))，其幾何結構示意圖如圖2所示，塞孔與成形環(huán)的匹配關系見表3。

表1 2219鋁合金化學成分(質量分數(shù)/%)Table 1 Chemical compositions of 2219 aluminum alloy(mass fraction/%)

表2 FPPW焊接工藝參數(shù)Table 2 Welding process parameters of FPPW

圖1 FPPW原理示意圖(a)及接頭裝配(b)Fig.1 Schematic diagram(a) of FPPW and assembly of joints(b)

圖2 FPPW接頭幾何結構示意圖(a)塞棒；(b)1#塞孔；(c)2#塞孔；(d)1#成形環(huán)；(e)2#成形環(huán)Fig.2 Geometry parameters of FPPW joints(a)plug;(b)1# hole;(c)2# hole;(d)1#forming ring;(e)2#forming ring

將接頭沿垂直于攪拌摩擦焊焊縫方向截取金相試樣，經(jīng)磨光、拋光后用Keller試劑(2 mL HF, 3 mL HCl, 5 mL HNO3, 190 mL H2O)蝕刻10 s，利用Smartzoom5型超景深顯微鏡以及OLYMPUS GX51型光學金相顯微鏡對焊縫宏觀成形和界面狀態(tài)進行觀察；使用JSM-7800F超高分辨熱場發(fā)射掃描電鏡對接頭不同區(qū)域微觀組織進行觀察；使用432SVD維氏硬度計進行截面顯微硬度測試，加載載荷為9.8 N，保載時間為10 s，測量點間距為0.5 mm；拉伸實驗在MTS-E45電液伺服萬能試驗機上進行，參考標準為GB/T 228-2010，加載速度為3 mm·min-1。拉伸試樣尺寸示意圖如圖3所示，標距設定為80 mm。拉伸實驗后采用JSM-7800F超高分辨熱場發(fā)射掃描電鏡觀察斷口形貌。

表3 塞孔與成形環(huán)匹配關系Table 3 Matching relations between hole and forming ring

圖3 拉伸試樣尺寸示意圖Fig.3 Dimension diagram of tensile specimen

圖4 不同溫度下流變應力與應變的關系 (a)260 ℃；(b)371 ℃；(c)482 ℃Fig.4 Relationship of flow stress and strain at different temperatures (a)260 ℃;(b)371 ℃;(c)482 ℃

表4 相關材料熱物理參數(shù)Table 4 Thermophysical parameters of related materials

2 結果與分析

2.1 FPPW接頭幾何形狀對焊縫成形的影響

圖5為FPPW接頭截面宏觀形貌。可知，在塞棒的旋轉擠壓作用下4個接頭中母材上下表面均形成均勻的飛邊。由圖5(a)，(b)可知，當使用1#塞孔時，接頭Ⅰ，Ⅱ塞棒下部產(chǎn)生明顯的頸縮現(xiàn)象，因此接頭靠近下表面位置均產(chǎn)生未焊合缺陷。接頭Ⅲ，Ⅳ成形較為良好，宏觀形貌上未發(fā)現(xiàn)明顯焊接缺陷。在拉拔式摩擦塞補焊的過程中，塞棒變形量較小，接頭上下部分產(chǎn)生的飛邊絕大部分來自母材。分析認為，2#塞孔具有錐直孔結構，塞孔下部材料首先與塞棒接觸摩擦，而塞孔上部參與焊接過程的材料較少，導致塞孔下部塑性材料的流動能力更強，因此塑性材料可以更好填充接頭下部，形成焊縫。而1#塞孔由于孔徑較小且為直孔結構，發(fā)生塑性變形的材料較多，導致母材變形抗力增大，塞棒在進給時由于受到較大的阻力而發(fā)生頸縮，無法充分填充焊縫，從而在接頭靠近下表面位置產(chǎn)生明顯的未焊合缺陷。

圖5 接頭截面宏觀形貌(a)接頭Ⅰ；(b)接頭Ⅱ；(c)接頭Ⅲ；(d)接頭ⅣFig.5 Macro morphologies of cross section in different joints(a)joint Ⅰ;(b)joint Ⅱ;(c)joint Ⅲ;(d)joint Ⅳ

圖6為使用不同成形環(huán)的接頭Ⅲ，Ⅳ焊接結束后應力場分布模擬結果。成形環(huán)主要有兩個作用：一是通過成形環(huán)幾何形狀來控制接頭下部成形；二是通過成形環(huán)的剛性支撐作用來調控界面的受力情況。由圖6(a)可知，使用錐面成形環(huán)(1#成形環(huán))的接頭Ⅲ界面等效應力分布極不均勻，接頭上部應力較大，約為46 MPa，而下部應力較低，約為25 MPa，說明在使用錐面成形環(huán)情況下，軸向拉力無法均勻作用在界面整體，而是集中在接頭上部，導致上部材料連接質量較好，而下部無法形成有效的冶金結合。使用階梯孔成形環(huán)(2#成形環(huán))的接頭Ⅳ界面整體應力分布較為均勻，應力大小約為40 MPa，說明階梯孔成形環(huán)可以有效改善接頭界面受力情況，使界面處于均勻受力狀態(tài)，進而得到組織均勻、整體連接情況較好的接頭。

圖6 接頭Ⅲ(a)和接頭Ⅳ(b)的應力場分布Fig.6 Stress field distribution of joint Ⅲ(a) and joint Ⅳ(b)

2.2 FPPW接頭微觀組織與力學性能分析

2.2.1 FPPW接頭微觀組織

圖7為FPPW接頭結合界面形貌。從圖7(a)，(b)可觀察到，接頭Ⅰ，Ⅱ界面存在明顯未焊合缺陷，塞棒與母材未達到有效的冶金結合。由圖7(c)可知，接頭Ⅲ界面結合情況較接頭Ⅰ，Ⅱ有所改善，未發(fā)現(xiàn)未焊合缺陷，且界面兩側可觀察到細小的再結晶組織，但由于界面應力分布不均勻，原有塞棒與母材界面未完全消失，界面上存在一定的弱結合缺陷[13]。接頭Ⅳ界面結合情況良好(圖7(d))，原有界面已完全消失，未發(fā)現(xiàn)未焊合或弱結合等焊接缺陷。

圖7 接頭界面結合形貌 (a)接頭Ⅰ；(b)接頭Ⅱ；(c)接頭Ⅲ；(d)接頭ⅣFig.7 Interface bonding morphologies of joints (a)joint Ⅰ;(b)joint Ⅱ;(c)joint Ⅲ;(d)joint Ⅳ

因此，塞孔及成形環(huán)幾何形狀對接頭界面結合質量有重要影響。當塞孔采用孔徑較小的直孔結構時，由于焊接過程中產(chǎn)生的塑性材料較多，塞棒進給時所受阻力較大，塞棒易發(fā)生頸縮變形，導致接頭下部產(chǎn)生未焊合缺陷。而使用階梯孔成形環(huán)可有效改善界面受力情況，使軸向拉力均勻分布在界面之上，從而消除弱結合缺陷，得到結合質量良好的焊接接頭。

圖8為接頭Ⅳ不同區(qū)域微觀組織。根據(jù)接頭不同區(qū)域的微觀組織特征，可將接頭分為6部分：母材(base material, BM)、熱影響區(qū)(heat affected zone, HAZ)、熱機械影響區(qū)(thermal-mechanical affected zone, TMAZ)、再結晶區(qū)(recrystallization zone, RZ)、結合界面(bonding interface，BI)和塞棒(plug material,PM)。由圖8(b)可知，母材沿軋制方向彌散分布著大量球狀第二相，其主要成分為Al-Cu元素[14]。在HAZ中(圖8(c))，由于經(jīng)歷焊接熱循環(huán)，第二相發(fā)生粗化，尺寸明顯增大。此外晶粒尺寸相比于母材也發(fā)生了一定長大。由圖7(d)可觀察到，由于TMAZ中的組織同時受到焊接熱循環(huán)和塞棒旋轉擠壓作用，TMAZ中的晶粒發(fā)生了明顯的塑性變形，并且TMAZ區(qū)域整體呈現(xiàn)出明顯的流動方向，且第二相也呈現(xiàn)出沿基體流動方向分布的特征。在毗鄰結合界面靠近母材的區(qū)域可以觀察到等軸晶組織，這是由于母材發(fā)生了動態(tài)再結晶而產(chǎn)生的(圖8(e))。在結合界面上有大量的第二相粒子(圖8(f))，說明母材中第二相粒子會隨著塑性材料一起流動，在遇到塞棒后停止，并且停留在結合界面上。PM組織未發(fā)生明顯變化，說明塞棒在焊接過程中幾乎不發(fā)生塑性變形或再結晶現(xiàn)象(圖8(g))。

圖8 接頭Ⅳ不同區(qū)域的SEM圖(a)SEM圖；(b)BM；(c)HAZ；(d)TMAZ；(e)RZ；(f)BI；(g)PMFig.8 SEM images of different zones in joint Ⅳ(a)SEM image;(b)BM;(c)HAZ;(d)TMAZ;(e)RZ;(f)BI;(g)PM

2.2.2 FPPW接頭力學性能

圖9為接頭Ⅳ截面硬度分布圖?？芍?，BM的硬度值最高，約為130HV；HAZ發(fā)生軟化，硬度下降至115HV；TMAZ硬度進一步下降，為整個截面的最低值，約為90HV；RZ的硬度發(fā)生了一定程度回升，達到105HV；PM由于受到焊接過程影響較小，硬度基本保持不變，約為95HV。由于焊接熱循環(huán)和塞棒旋轉擠壓作用，HAZ, TMAZ和RZ均產(chǎn)生軟化現(xiàn)象，這與2219鋁合金中θ″相和θ′相回溶以及向θ相的轉變有關。θ″相與基體保持共格關系；θ′相化學成分與平衡相θ相相似，但與基體為半共格關系[15]；當θ″相和θ′相大量存在時，會阻礙位錯運動，提升材料的力學性能[16]。同時，鋁合金中原有的加工硬化效果也隨著焊接過程減弱。而RZ由于晶粒細小，產(chǎn)生細晶強化效果。因此接頭硬度最低值出現(xiàn)在TMAZ區(qū)域。

圖9 接頭Ⅳ截面硬度分布Fig.9 Hardness distribution of cross section in joint Ⅳ

圖10為母材與不同接頭的抗拉強度和伸長率?？芍捎诮宇^Ⅰ，Ⅱ存在未焊合缺陷，接頭抗拉強度大幅下降，僅為235.6 MPa和230.6 MPa，接頭系數(shù)>分別為0.542和0.530，同時接頭伸長率也較低，分別為4.16%和4.75%。接頭Ⅲ無未焊合缺陷，抗拉強度較接頭Ⅰ，Ⅱ有所提升，達到283.4 MPa，接頭系數(shù)為0.652。接頭Ⅳ由于界面結合質量良好，無未焊合和弱結合缺陷，因此抗拉強度及伸長率最高，分別為360.1 MPa和6.45%，接頭系數(shù)達到0.828。拉伸實驗說明，接頭幾何形狀會通過影響界面結合質量從而影響接頭拉伸性能。當接頭幾何形狀設計不合理而導致接頭存在未焊合缺陷時，接頭抗拉強度及伸長率極低；當接頭由于焊接過程中應力分布不均勻而導致界面存在弱結合缺陷時，接頭抗拉強度及伸長率仍不能達到較高水平；當接頭成形良好，界面整體達到冶金結合時，接頭抗拉強度及伸長率大幅提升。

圖10 母材與不同接頭的抗拉強度及伸長率Fig.10 Tensile strength and elongation of BM and different joints

圖11為不同接頭的斷口形貌。可知，接頭Ⅰ，Ⅱ由于存在未焊合缺陷，斷口平整光滑，無法觀察到韌窩存在，說明接頭Ⅰ，Ⅱ在斷裂前塑性變形量極少，為脆性斷裂特征。接頭Ⅲ由于存在弱結合缺陷，斷口上僅有部分區(qū)域存在韌窩，說明接頭Ⅲ為韌-脆混合型斷裂方式。圖11(d)中可以觀察到大量韌窩，且韌窩尺寸較大，少量韌窩內(nèi)部可觀察到破碎的第二相粒子，說明接頭Ⅳ在拉伸過程中裂紋首先起源于第二相粒子，并且接頭在斷裂前發(fā)生了大量塑性變形，為韌性斷裂特征。

圖11 FPPW接頭拉伸斷口形貌 (a)接頭Ⅰ；(b)接頭Ⅱ；(c)接頭Ⅲ；(d)接頭ⅣFig.11 Tensile fracture morphologies of FPPW joints (a)joint Ⅰ;(b)joint Ⅱ;(c)joint Ⅲ;(d)joint Ⅳ

3 結論

(1)當采用錐直孔塞孔(2#塞孔)和階梯孔成形環(huán)(2#成形環(huán))時，使用7000 r·min-1主軸轉速、35 kN焊接拉力以及16 mm軸向進給量可以獲得無缺陷焊接接頭。

(2)接頭熱影響區(qū)晶粒及第二相粒子較母材發(fā)生粗化；熱機械影響區(qū)晶粒發(fā)生明顯塑性變形；結合界面靠近母材一側組織發(fā)生動態(tài)再結晶，形成等軸晶組織。

(3)當接頭存在未焊合或弱結合缺陷時，接頭抗拉強度及伸長率較母材顯著降低；無焊接缺陷接頭抗拉強度達到360.1 MPa，接頭系數(shù)為0.828，伸長率為6.45%，斷裂方式為韌性斷裂。