攪拌針長度對(duì)2A14鋁合金鎖底結(jié)構(gòu)攪拌摩擦焊接頭組織和性能的影響

宋建嶺，趙英杰，孫廣達(dá)，梁 濤，周 利

(1.天津航天長征火箭制造有限公司，天津 300462；2.哈爾濱工業(yè)大學(xué)(威海)，山東省特種焊接技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，威海 264209)

0 引 言

2A14(Al-Mg-Si-Cu)鋁合金屬于可熱處理強(qiáng)化鍛造鋁合金，具有比強(qiáng)度高、塑韌性好、耐腐蝕性能和耐熱性能優(yōu)良等特點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于船舶、航空航天等領(lǐng)域。該鋁合金的焊接性能較差，采用傳統(tǒng)焊接方法往往會(huì)產(chǎn)生氣孔、熱裂紋等缺陷[1-3]，從而顯著降低接頭的力學(xué)性能。攪拌摩擦焊(friction stir welding，F(xiàn)SW)作為一種固相連接技術(shù)，不需要填充材料和保護(hù)氣體，并且焊接熱輸入低，能有效避免上述焊接缺陷，且焊后結(jié)構(gòu)的殘余應(yīng)力和變形小，在2A14鋁合金重要結(jié)構(gòu)件的連接中具有良好的應(yīng)用前景[4-7]。

鎖底接頭由具有一定深度的對(duì)接接頭和搭接接頭復(fù)合而成，是運(yùn)載火箭貯箱叉形環(huán)與短殼的主要連接形式。采用FSW連接時(shí)，攪拌針長度會(huì)影響搭接接頭界面的缺陷形貌和遷移量，從而影響鎖底接頭的力學(xué)性能[8-9]。郝云飛等[10]對(duì)2219鋁合金鎖底接頭進(jìn)行攪拌摩擦焊，發(fā)現(xiàn)短殼一側(cè)內(nèi)部金屬的塑性流動(dòng)使得搭接界面向上彎曲，導(dǎo)致接頭的有效承載厚度減小，接頭系數(shù)顯著降低。邢麗等[11]采用長度為3.3 mm的攪拌針研究了軸肩下壓量對(duì)攪拌摩擦搭接焊接頭界面遷移和力學(xué)性能的影響，結(jié)果表明攪拌針長度大于板厚且有一定的軸肩下壓量時(shí)搭接界面發(fā)生向下遷移，且遷移量隨軸肩下壓量的增加而增加。湯化偉等[12]研究了攪拌針長度和前進(jìn)側(cè)位置對(duì)4 mm厚7075-T6鋁合金鎖底接頭力學(xué)性能的影響，發(fā)現(xiàn)當(dāng)攪拌針長度與蓋板厚度相同時(shí)，接頭的力學(xué)性能最優(yōu)。

作者對(duì)由2A14鋁合金退火態(tài)叉形環(huán)和淬火+人工時(shí)效態(tài)短殼組成的鎖底結(jié)構(gòu)進(jìn)行攪拌摩擦焊，研究了攪拌針長度對(duì)接頭顯微組織和力學(xué)性能的影響，為選擇最佳的攪拌針長度提供試驗(yàn)參考。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法

試驗(yàn)材料為2A14鋁合金軋制板材，化學(xué)成分如表1所示。其中叉形環(huán)熱處理狀態(tài)為退火態(tài)(M態(tài))，實(shí)測(cè)抗拉強(qiáng)度為168～177 MPa；短殼熱處理狀態(tài)為淬火+人工時(shí)效狀態(tài)(CS態(tài))，實(shí)測(cè)抗拉強(qiáng)度為481～496 MPa。鎖底接頭的橫截面尺寸如圖1所示，槽深為6 mm。

表1 2A14鋁合金的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 1 Chemical composition of 2A14 aluminum alloy (mass) %

圖1 鎖底接頭橫截面尺寸Fig.1 Dimension of lock bottom joint cross section

采用位移控制模式的LQH-G15龍門式攪拌摩擦焊設(shè)備進(jìn)行焊接試驗(yàn)，通過前期的試驗(yàn)探索確定焊接工藝參數(shù)：攪拌頭轉(zhuǎn)速500 r·min-1，焊接速度180 mm·min-1，主軸傾角2.6°。攪拌針長度分別為4.0，5.0，6.0，6.5，7.0 mm。焊后在試樣上截取尺寸為35 mm×10 mm×6 mm的金相試樣，經(jīng)磨拋，采用凱勒試劑(95 mL H2O+2.5 mL HNO3+1.5 mL HCl+1 mL HF)腐蝕后，在Olympus-GX51型光學(xué)顯微鏡(OM)和Zeiss-MERLIN Compact型場(chǎng)發(fā)射掃描電鏡(SEM)下觀察接頭橫截面形貌和顯微組織；采用ARTCAM-300SSI-C型數(shù)字轉(zhuǎn)塔顯微硬度計(jì)測(cè)試接頭的硬度，載荷0.98 N，保載時(shí)間10 s，測(cè)試點(diǎn)位于距焊縫上表面3 mm深度處，相鄰測(cè)試點(diǎn)間距為1 mm；根據(jù)GB/T 228.1—2010，在Instron 5967型拉伸試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，拉伸速度為1 mm·min-1，試樣尺寸如圖2所示，拉伸方向垂直于焊接方向。采用TESCAN VEGA3型掃描電鏡(SEM)觀察拉伸斷口形貌。

圖2 拉伸試樣尺寸Fig.2 Dimension of tensile sample

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 宏觀形貌

由圖3可知：不同攪拌針長度下接頭均未出現(xiàn)孔洞缺陷，前進(jìn)側(cè)(AS)焊核區(qū)(WNZ)與熱機(jī)影響區(qū)(TMAZ)的分界清晰，后退側(cè)(RS)的模糊。攪拌針長度小于6.0 mm時(shí)，接頭對(duì)接部分沒有完全焊透，其根部存在較大的未焊透缺陷；攪拌針長度不小于6.0 mm時(shí)，焊核區(qū)原始搭接界面被完全攪碎，而短殼一側(cè)搭接界面清晰可見，這是由于短殼一側(cè)原始界面上下母材受到的攪拌作用較弱，界面存在類似弱結(jié)合的缺陷[10]。

2.2 顯微組織

由圖4可以看出，2種熱處理態(tài)母材的晶粒均沿軋制方向拉長，呈細(xì)長狀，且晶內(nèi)和晶界都均勻分布著大量沉淀相。根據(jù)文獻(xiàn)[6,13],可知該沉淀相為Al2Cu。M態(tài)母材的晶粒較CS態(tài)母材的粗大，晶界更清晰，且沉淀相的數(shù)量明顯更少。

圖4 2種熱處理態(tài)母材的顯微組織Fig.4 Microstructures of base metals in two heat-treatment states:(a)CS state,OM morphology;(b)CS state,SEM morphology;(c)M state,OM morphology and (d)M state,SEM morphology

由圖5可以看出：由于發(fā)生完全回復(fù)再結(jié)晶，焊核區(qū)形成了均勻的等軸晶組織；沉淀相在焊接熱循環(huán)作用下發(fā)生固溶，同時(shí)在攪拌針的機(jī)械攪拌作用下細(xì)化，分布均勻。

圖5 不同攪拌針長度下焊核區(qū)的顯微組織Fig.5 Microstructure of the weld nugget zone with different pin length

由圖6可以看出，隨著攪拌針長度增加，焊核區(qū)晶粒尺寸先減小后增大，攪拌針長度為4.0 mm時(shí)的晶粒尺寸最大，6.0 mm時(shí)的最小。攪拌針的產(chǎn)熱功率計(jì)算公式[14]為

圖6 不同攪拌針長度下焊核區(qū)的晶粒尺寸Fig.6 Grain size of the weld nugget zone with different pin length

Wpin=2πμωPR2H

(1)

式中：Wpin為焊接過程中攪拌針的產(chǎn)熱功率；μ為攪拌針與被焊工件之間的摩擦因數(shù)；ω為角速度；P為圓柱體攪拌針承受的壓力；R為圓柱體攪拌針半徑；H為攪拌針長度。

由式(1)可知，攪拌針的產(chǎn)熱功率隨攪拌針長度的增加而增大。攪拌針長度大于6.0 mm時(shí)，產(chǎn)熱功率較高，熱輸入較大，晶粒粗化。攪拌針長度小于6.0 mm時(shí)，熱輸入不足，焊核區(qū)動(dòng)態(tài)再結(jié)晶程度較小，晶粒尺寸較大。

由圖7可以看出：攪拌針長度為6.0 mm時(shí)，接頭熱機(jī)影響區(qū)仍保持著原始母材軋制晶粒形貌。前進(jìn)側(cè)熱機(jī)影響區(qū)與焊核區(qū)界線明顯，晶粒發(fā)生彎曲變形，與焊核區(qū)晶粒尺寸相差不大；后退側(cè)熱機(jī)影響區(qū)與焊核區(qū)界線模糊，晶粒較粗大，與焊核區(qū)的晶粒尺寸相差較大。界面形貌的差異推測(cè)與前進(jìn)側(cè)和后退側(cè)金屬的塑性流動(dòng)有關(guān)：焊接過程中攪拌針周圍大部分金屬受擠壓流向攪拌針后方形成的瞬時(shí)空腔內(nèi)，熱機(jī)影響區(qū)與焊核區(qū)之間過渡平緩，因此界線不明顯[15]；少量位于前進(jìn)側(cè)的金屬在攪拌針的帶動(dòng)下向前流動(dòng)，使得焊核區(qū)與熱機(jī)影響區(qū)分界明顯。熱影響區(qū)(HAZ)經(jīng)歷焊接熱循環(huán)，不受攪拌針的攪拌和擠壓作用，晶粒尺寸較熱機(jī)影響區(qū)和焊核區(qū)的大，晶粒形態(tài)與母材的相似，且前進(jìn)側(cè)熱影響區(qū)的晶粒尺寸較后退側(cè)的大。

圖7 攪拌針長度為6.0 mm時(shí)熱機(jī)影響區(qū)和熱影響區(qū)的顯微組織Fig.7 Microstructures of TMAZ and HAZ with pin length of 6.0 mm

由圖8可以看出：攪拌針長度小于6.0 mm時(shí)，部分原始對(duì)、搭接界面清晰可見，攪拌針長度不小于6.0 mm時(shí)，原始對(duì)拉界面消失，形成細(xì)小的等軸晶組織，同時(shí)后退側(cè)短殼焊縫邊緣處發(fā)生一定程度的向上彎曲，即出現(xiàn)“Hook”缺陷，上翹遷移量(即“Hook”高度)隨攪拌針長度的增加而增大，與文獻(xiàn)[12]研究結(jié)果相同?！癏ook”缺陷的產(chǎn)生與焊縫金屬的塑性流動(dòng)有關(guān)：金屬在攪拌針的作用下向下流動(dòng)至焊縫根部，由于根部溫度較低同時(shí)存在未塑化金屬的阻礙作用，塑化金屬向阻力較小、溫度較高的焊縫上部遷移，從而在焊縫邊緣與攪拌針外緣之間形成逆時(shí)針封閉流場(chǎng)(環(huán)形遷移)[10-11]，如圖9所示。

圖9 鎖底接頭焊接區(qū)塑性金屬流動(dòng)示意Fig.9 Flow diagram of plastic metal in the welding zone of the lock bottom joint

2.3 顯微硬度

由圖10可以看出：前進(jìn)側(cè)M態(tài)母材硬度較小，后退側(cè)CS態(tài)母材硬度較大，因此硬度沒有呈現(xiàn)典型的W形分布；從后退側(cè)母材到熱機(jī)影響區(qū)，硬度逐漸降低，焊核區(qū)由于細(xì)晶強(qiáng)化[16]作用硬度升高，但仍低于后退側(cè)母材的；焊核區(qū)硬度在攪拌針長度為6.0 mm時(shí)最高，4.0 mm時(shí)最低。

圖10 不同攪拌針長度下接頭截面的硬度分布曲線Fig.10 Hardness distribution curves of the joint section with different pin length

2.4 拉伸性能

由圖11可以看出，接頭的抗拉強(qiáng)度和斷后伸長率隨攪拌針長度的增加先增大后減小，且均在攪拌針長度為6.0 mm時(shí)達(dá)到最大。由霍爾-佩奇公式可知，細(xì)化晶?？梢蕴岣卟牧系膹?qiáng)度。因此，攪拌針長度為6.0 mm時(shí)的抗拉強(qiáng)度最大，硬度也最高。攪拌針長度小于6.0 mm時(shí)，由于鎖底接頭的對(duì)接部分存在未焊透缺陷，拉伸性能較低；攪拌針長度不小于6.0 mm時(shí)，“Hook”缺陷導(dǎo)致鎖底接頭的有效承載厚度減小，因此拉伸性能下降[10,12]。

圖11 不同攪拌針長度下接頭的拉伸性能Fig.11 Tensile properties of the joint with different pin length

2.5 斷口形貌

由圖12可以看出：攪拌針長度為4.0 mm時(shí)，試樣在根部位置起裂；攪拌針長度分別為6.0，7.0 mm時(shí)，短殼一側(cè)的“Hook”缺陷尖端成為裂紋源，裂紋沿搭接界面擴(kuò)展至焊核區(qū)直至斷裂。由圖13可以看出：攪拌針長度為4.0 mm時(shí)，接頭拉伸斷口出現(xiàn)明顯的分層，其中區(qū)域Ⅰ為短殼和叉形環(huán)對(duì)接的根部位置，該區(qū)域由于存在未焊透缺陷，應(yīng)力集中明顯，拉伸時(shí)裂紋從此處萌生并擴(kuò)展至焊核區(qū)。結(jié)合該試樣的斷后伸長率較低推測(cè)Ⅰ區(qū)域的斷裂方式為準(zhǔn)解理斷裂。區(qū)域Ⅱ存在韌窩，斷裂機(jī)制為韌性斷裂。因此攪拌針長度為4.0 mm時(shí)，接頭的斷裂模式為準(zhǔn)解理和韌窩的混合斷裂。當(dāng)攪拌針長度為6.0,7.0 mm時(shí)，斷口出現(xiàn)大量的韌窩和撕裂棱，韌窩內(nèi)部存在大量的第二相粒子，判斷其斷裂方式為典型的韌性斷裂。

圖12 不同攪拌針長度下接頭的斷裂形貌Fig.12 Fracture morphology of the joint with different pin length

圖13 不同攪拌針長度下接頭的拉伸斷口形貌Fig.13 Tensile fracture morphology of the joint with different pin length:(a)4.0 mm,low magnification morphology;(b)4.0 mm,enlargement of region Ⅰ;(c)4.0 mm,enlargement of region Ⅱ;(d)6.0 mm,low magnification morphology;(e)6.0 mm,enlargement of region Ⅲ;(f)7.0 mm,low magnification morphology and (g)7.0 mm,enlargement of region Ⅳ

3 結(jié) 論

(1)不同攪拌針長度下的鎖底接頭均成形良好，未發(fā)現(xiàn)孔洞缺陷；攪拌針長度小于6.0 mm時(shí)，接頭根部出現(xiàn)未焊透缺陷，攪拌針長度不小于6.0 mm時(shí)，短殼一側(cè)焊縫邊緣出現(xiàn)“Hook”缺陷，且隨著攪拌針長度增加，“Hook”高度增大。

(2)隨攪拌針長度增加，焊核區(qū)晶粒尺寸先減小后增大，拉伸性能先增大后減小，攪拌針長度為6.0 mm時(shí)，焊核區(qū)晶粒尺寸最小，拉伸性能最好，硬度最高。

(3)攪拌針長度為4.0 mm時(shí)，接頭拉伸斷口出現(xiàn)分層，呈準(zhǔn)解理和韌窩的混合斷裂模式；攪拌針長度不小于6.0 mm時(shí)，接頭呈韌性斷裂。