2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊工藝及工程應(yīng)用

李超， 馬康， 郝云飛， 宋建嶺， 孟占興

(1.天津航天長(zhǎng)征火箭制造有限公司，天津 300462；2.首都航天機(jī)械有限公司，北京 100076)

0 前言

自攪拌摩擦焊技術(shù)問世以來，即廣泛應(yīng)用于航天鋁合金結(jié)構(gòu)件的制造中[1]。前期主要應(yīng)用單軸肩攪拌摩擦焊技術(shù)，隨著單軸肩攪拌摩擦焊技術(shù)一些固有問題的逐漸顯現(xiàn)——根部弱結(jié)合缺陷難以徹底解決、工裝結(jié)構(gòu)龐大復(fù)雜等[2-3]。以美國NASA為代表的宇航機(jī)構(gòu)率先開展了雙軸肩攪拌摩擦焊技術(shù)方面的研究與應(yīng)用，根本性解決了焊縫根部弱結(jié)合缺陷問題[4-5]，且在焊縫減薄控制、焊縫變形控制、焊縫成形及焊接過程控制等多個(gè)方面具有明顯優(yōu)勢(shì)[6]。

浮動(dòng)式雙軸肩攪拌摩擦焊接技術(shù)是基于浮動(dòng)式雙軸肩攪拌工具發(fā)展起來的一種焊接工藝，攪拌頭具備一定的上下浮動(dòng)功能，焊接過程中軸向力近乎于零，可自動(dòng)適應(yīng)工件形面的變化，無需操作人員實(shí)時(shí)干預(yù)，可實(shí)現(xiàn)“機(jī)加化”焊接生產(chǎn)。美國已成功將浮動(dòng)式雙軸肩攪拌摩擦焊接技術(shù)應(yīng)用到了“獵戶座號(hào)”載人飛船、Ares I型運(yùn)載火箭、太空發(fā)射系統(tǒng)(SLS)及“獵鷹”9號(hào)等型號(hào)產(chǎn)品貯箱的焊接生產(chǎn)中[7-9]，中國在航空航天領(lǐng)域也在積極開展了浮動(dòng)式雙軸肩攪拌摩擦焊技術(shù)基礎(chǔ)及工程化應(yīng)用研究，并取得了巨大突破。

文中以中國新一代運(yùn)載火箭燃料貯箱中5.4 mm典型厚度2219鋁合金為研究對(duì)象，開展浮動(dòng)式雙軸肩攪拌摩擦焊接工藝試驗(yàn)，對(duì)焊縫成形、接頭力學(xué)性能及焊縫顯微組織特征進(jìn)行了分析，并開展了貯箱筒段縱縫的工程化應(yīng)用研究。

1 試驗(yàn)材料與方法

試驗(yàn)材料為2219鋁合金，材料狀態(tài)為C10S， 2219鋁合金主要化學(xué)成分及力學(xué)性能見表1和表2。

表1 2219鋁合金主要化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù),%)

表2 2219鋁合金基材力學(xué)性能

攪拌工具利用導(dǎo)向套和導(dǎo)向鍵來實(shí)現(xiàn)上下浮動(dòng)功能和焊接扭矩的傳遞[10]，上軸肩及下軸肩直徑均為20 mm，攪拌針直徑10 mm。焊接試驗(yàn)在立式攪拌摩擦焊接設(shè)備上進(jìn)行，采用液壓夾具壓緊，焊縫兩側(cè)采用剛性墊板支撐。焊前對(duì)試片進(jìn)行除油、除水汽，并對(duì)試片待焊區(qū)進(jìn)行打磨刮削去除氧化膜。先對(duì)試片進(jìn)行定位焊，定位焊攪拌頭針長(zhǎng)2 mm，定位焊接完成后，進(jìn)行浮動(dòng)式雙軸肩攪拌摩擦正式焊接，焊接傾角0°，浮動(dòng)式雙軸肩攪拌頭結(jié)構(gòu)如圖1所示，裝配焊接狀態(tài)如圖2所示。

圖1 浮動(dòng)式雙軸肩攪拌頭結(jié)構(gòu)示意圖

圖2 裝配焊接狀態(tài)

針對(duì)鋁合金薄板，采用低旋轉(zhuǎn)速度、高焊接速度的工藝參數(shù)，可有效降低熱輸入，有利于獲得成形美觀、性能優(yōu)良的焊接接頭。為模擬產(chǎn)品的實(shí)際焊接狀態(tài)，在500 mm短試片焊接試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，開展了長(zhǎng)度為2 m的長(zhǎng)試片焊接試驗(yàn)和T形交叉接頭焊接試驗(yàn)[11]，如圖3所示。

圖3 試片及焊縫狀態(tài)

焊接完成后，對(duì)焊縫正、反面宏觀成形進(jìn)行觀察分析，焊縫正、反面成形優(yōu)良，“魚鱗紋”清晰，焊縫飛邊小于常規(guī)攪拌摩擦焊，基本無焊縫減薄現(xiàn)象，如圖4所示。剔除焊縫飛邊，并對(duì)焊縫進(jìn)行打磨圓滑，進(jìn)行超聲相控陣檢測(cè)及X光檢測(cè)。對(duì)長(zhǎng)試片焊縫開展常溫力學(xué)性能及低溫力學(xué)性能測(cè)試，常溫試樣與低溫試樣交叉選取。對(duì)T形交叉接頭進(jìn)行常溫力學(xué)性能測(cè)試，在軸向和環(huán)向各截取6個(gè)試樣，如圖5所示。之后對(duì)焊縫進(jìn)行剖切截取金相試樣開展顯微組織分析。

圖4 焊縫表面成形

2 接頭的力學(xué)性能及無損檢測(cè)分析

2.1 接頭的力學(xué)性能分析

2219鋁合金浮動(dòng)式雙軸肩攪拌摩擦焊焊接接頭力學(xué)性能見表3，對(duì)接接頭抗拉強(qiáng)度為330～335 MPa，斷后伸長(zhǎng)率為6.5%～8.5%，T形接頭環(huán)向焊縫抗拉強(qiáng)度為327～333 MPa，斷后伸長(zhǎng)率12.0%～17.5%，軸向環(huán)縫接頭抗拉強(qiáng)度為325～329 MPa，斷后伸長(zhǎng)率為9.0%～11.5%。3種接頭形式抗拉強(qiáng)度處于同一水平，平均抗拉強(qiáng)度達(dá)到母材性能的70%以上，斷后伸長(zhǎng)率均遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于設(shè)計(jì)要求的3.0%水平，且T形接頭的斷后伸長(zhǎng)率表現(xiàn)更為優(yōu)秀。對(duì)接接頭斷裂位置均在焊縫后退側(cè)熱力影響區(qū)附近，焊縫斷裂路徑穿過熱影響區(qū)、熱力影響區(qū)和焊核區(qū)，T形接頭斷裂位置在可回抽攪拌摩擦焊縫焊核區(qū)。所有焊接接頭均為45°剪切韌性斷裂，焊縫塑性良好，接頭斷裂形貌如圖6所示。

表3 2219鋁合金浮動(dòng)式雙軸肩攪拌焊縫力學(xué)性能

圖6 焊接接頭斷裂形貌

2.2 焊縫的無損檢測(cè)分析

浮動(dòng)式雙軸肩攪拌摩擦焊縫及常規(guī)攪拌摩擦焊縫超聲相控陣檢測(cè)信號(hào)如圖7所示，2種焊接工藝所反映的信號(hào)特征有很大的區(qū)別。受上、下軸肩攪拌作用的影響，雙軸肩攪拌摩擦焊縫信號(hào)呈類似花瓶的細(xì)腰形，焊縫正、反面寬度一致。焊縫截面上為鏡像對(duì)稱特點(diǎn)，從根本上取消了焊縫根部，消除了常規(guī)攪拌摩擦焊中的弱結(jié)合缺陷[12]，焊縫區(qū)內(nèi)無超標(biāo)缺陷信號(hào)。

圖7 焊縫超聲相控陣信號(hào)

圖8為浮動(dòng)式雙軸肩攪拌摩擦焊縫和常規(guī)攪拌摩擦焊縫的X光透視影像，2種工藝方式在X光透視中呈現(xiàn)不同的影像特征，受上、下軸肩對(duì)母材金屬的匯聚作用，焊縫兩側(cè)邊緣與母材界面清晰，而常規(guī)攪拌摩擦焊縫X光透視影像中焊縫邊緣模糊。

圖8 焊縫X光透視影像

3 焊縫的顯微組織及硬度分析

3.1 焊縫的顯微組織分析

焊縫宏觀金相形貌如圖9所示，焊縫從組織結(jié)構(gòu)上可以劃分為3種區(qū)域：焊核區(qū)(NZ)、熱力影響區(qū)(TMAZ)和熱影響區(qū)(HAZ)。焊縫右側(cè)為焊接前進(jìn)側(cè)(AS)，左側(cè)為焊接后退側(cè)(RS)。焊接前進(jìn)側(cè)熱力影響區(qū)與焊核區(qū)界面清晰，呈明顯的拋物線輪廓，晶粒度變化急劇。焊接后退側(cè)熱力影響區(qū)與焊核區(qū)晶粒過渡均勻，界面模糊，同樣呈拋物線輪廓[13-14]。整個(gè)焊縫截面形貌呈上、下寬，中間窄的細(xì)腰形，未出現(xiàn)影響焊縫力學(xué)性能的焊核凸出現(xiàn)象[15]。受上、下軸肩及攪拌針作用，焊縫內(nèi)可看到“洋蔥環(huán)”特征，且焊縫前進(jìn)側(cè)“洋蔥環(huán)”特征更為明顯[16]。因前進(jìn)側(cè)母材金屬所經(jīng)歷的線速度為攪拌頭旋轉(zhuǎn)線速度和焊接速度之和，且塑態(tài)化金屬流動(dòng)方向與母材所受剪切力方向相反，相對(duì)流動(dòng)速度更大，從而形成比焊接后退側(cè)更為明顯的“洋蔥環(huán)”特征?！把笫[環(huán)”特征的出現(xiàn)反映了焊接過程中塑態(tài)金屬的流動(dòng)規(guī)律，受上、下軸肩阿基米德螺旋結(jié)構(gòu)的匯聚作用，母材兩側(cè)的金屬沿徑向向焊縫中心移動(dòng)，之后在攪拌針螺紋的作用下沿軸向向焊縫截面中心移動(dòng)，在不斷移動(dòng)而來的塑態(tài)材料的推動(dòng)下，前方材料沿焊縫截面徑向向焊縫邊緣移動(dòng)，既而沿焊縫邊緣分別向焊縫正面和背面流動(dòng)，形成環(huán)形流動(dòng)規(guī)律，如圖10所示。

圖9 焊縫截面形貌

圖10 塑態(tài)金屬流動(dòng)示意圖

圖11為焊核區(qū)晶粒的組織形貌，受上、下軸肩及攪拌針的劇烈攪拌作用，焊核區(qū)母材原始的板條狀晶粒被完全粉碎，在焊接熱輸入作用下產(chǎn)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶現(xiàn)象。同時(shí)因焊接熱輸入較小，焊核區(qū)在焊接后冷卻速度快，從而形成細(xì)小的等軸晶粒，晶粒尺寸在8～20 μm。在焊核的整個(gè)區(qū)域內(nèi)，包括上、下軸肩影響區(qū)及攪拌針影響區(qū)，等軸晶粒的尺寸及分布均勻一致[17]。在攪拌頭強(qiáng)烈的旋轉(zhuǎn)攪動(dòng)作用下，第二相無法充分的聚集長(zhǎng)大，呈彌散狀分布溶入基體，因此無常規(guī)攪拌摩擦焊縫中的異常聚集現(xiàn)象。

圖11 焊核區(qū)顯微組織

熱力影響區(qū)處的晶粒形態(tài)與焊核區(qū)和熱影響區(qū)的晶粒形態(tài)有著明顯的區(qū)別，晶粒在攪拌頭的機(jī)械攪動(dòng)作用及塑態(tài)金屬流動(dòng)推力作用下被明顯拉長(zhǎng)，如圖12所示。由于前進(jìn)側(cè)母材金屬所受剪切力的作用與攪拌頭前進(jìn)方向相反，所受機(jī)械攪拌作用更大，塑態(tài)化金屬與未完全塑態(tài)化的母材金屬產(chǎn)生強(qiáng)烈的相對(duì)流動(dòng)作用[18]，焊縫在較小熱輸入的條件下快速冷卻，因此前進(jìn)側(cè)熱力影響區(qū)寬度狹窄且分界線明顯，晶粒度變化急劇。后退側(cè)熱力影響區(qū)處的塑態(tài)金屬相對(duì)流動(dòng)作用不明顯，晶粒有機(jī)會(huì)產(chǎn)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶作用，因此晶粒度過渡平緩。焊接過程中，受塑態(tài)金屬流動(dòng)方向的影響，熱力影響區(qū)處未完全塑態(tài)化的晶粒組織在流體力的作用下產(chǎn)生了一定程度的彎曲變形，且具有一定的方向性。以焊縫截面中心為分界線，焊縫上部的晶粒沿焊核區(qū)邊緣向上扭曲伸展，焊縫下部的晶粒沿焊核區(qū)邊緣向下扭曲伸展，驗(yàn)證了焊縫內(nèi)部塑性金屬環(huán)形流動(dòng)的規(guī)律。

圖12 熱力影響區(qū)顯微組織

前進(jìn)側(cè)與后退側(cè)熱影響區(qū)晶粒組織基本無差異，焊接過程中熱影響區(qū)不受攪拌頭力的作用，但受到焊接熱循環(huán)的影響。與母材板條狀晶粒相比，熱影響區(qū)晶粒存在一定程度的長(zhǎng)大，且出現(xiàn)大量析出相聚集現(xiàn)象[19]，如圖13所示。

圖13 熱影響區(qū)

3.2 焊縫的硬度分析

圖14為5.4 mm厚2219鋁合金浮動(dòng)式雙軸肩攪拌摩擦焊縫不同區(qū)域的顯微硬度測(cè)量結(jié)果，從左向右依次為：母材-前進(jìn)側(cè)熱影響區(qū)-前進(jìn)側(cè)熱力影響區(qū)-焊核區(qū)-后退側(cè)熱力影響區(qū)-后退側(cè)熱影響區(qū)-母材，硬度分布大體呈“U”形。母材的顯微硬度最高，進(jìn)入熱影響區(qū)后硬度開始降低，硬度最低點(diǎn)出現(xiàn)在靠近后退側(cè)的焊核區(qū)、熱力影響區(qū)和熱影響區(qū)處。對(duì)比焊接接頭的斷裂特征分析，斷裂位置均在焊縫后退側(cè)，斷裂路徑穿過熱影響區(qū)、熱力影響區(qū)和焊核區(qū)，與硬度分析結(jié)果一致，因此，后退側(cè)熱影響區(qū)、熱力影響區(qū)和部分焊核區(qū)是雙軸肩攪拌摩擦焊接頭的薄弱區(qū)域。

圖14 焊縫顯微硬度

4 工程化應(yīng)用

經(jīng)過長(zhǎng)期的技術(shù)攻關(guān)，天津航天長(zhǎng)征火箭制造有限公司聯(lián)合首都航天機(jī)械有限公司逐步攻克了浮動(dòng)式雙軸肩攪拌摩擦焊接在工程化應(yīng)用中的關(guān)鍵技術(shù)難題，在國內(nèi)率先實(shí)現(xiàn)了該技術(shù)在運(yùn)載火箭貯箱焊接生產(chǎn)上的工程化應(yīng)用，如圖15所示。2020年在公司自主研制的殼段縱縫攪拌摩擦焊接系統(tǒng)上采用立式裝配生產(chǎn)模式完成了某型號(hào)燃料貯箱筒段縱縫的浮動(dòng)式雙軸肩攪拌摩擦焊接，焊縫超聲相控陣及X光檢測(cè)符合相關(guān)航天行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)一級(jí)焊縫的要求，并采用該筒段與前、后兩件箱底焊接成為完整貯箱，如圖16所示。該貯箱順利通過了常溫液壓及液氮低溫試驗(yàn)考核，試驗(yàn)壓力分別達(dá)到0.51 MPa和0.483 MPa，滿足設(shè)計(jì)使用要求，筒段上的雙軸肩攪拌摩擦焊縫未出現(xiàn)任何異常，充分驗(yàn)證了浮動(dòng)式雙軸肩攪拌摩擦焊接工藝的可靠性，為該技術(shù)的進(jìn)一步推廣應(yīng)用奠定了堅(jiān)實(shí)的基礎(chǔ)。

圖16 某型號(hào)貯箱順利通過低溫試驗(yàn)考核

5 結(jié)論

(1)采用浮動(dòng)式雙軸肩攪拌摩擦焊接工藝對(duì)2219鋁合金進(jìn)行了短試片、長(zhǎng)試片和T形交叉接頭焊接試驗(yàn)，焊縫正、反面成形優(yōu)良，“魚鱗紋”清晰，基本無焊縫減薄現(xiàn)象。

(2)對(duì)浮動(dòng)式雙軸肩攪拌摩擦焊接接頭進(jìn)行了力學(xué)性能分析，對(duì)接接頭、T形接頭平均抗拉強(qiáng)度均可達(dá)到母材性能的70%以上，斷后伸長(zhǎng)率均達(dá)到6.5%以上，對(duì)接接頭及T形接頭斷口均呈45°典型剪切韌性斷裂模式，焊縫超聲相控陣及X光檢測(cè)均合格。

(3)焊縫截面形貌呈上、下寬，中間窄的細(xì)腰形，焊縫兩側(cè)熱力影響區(qū)為拋物線輪廓，前進(jìn)側(cè)熱力影響區(qū)與焊核區(qū)界面清晰，晶粒度變化急劇，后退側(cè)熱力影響區(qū)與焊核區(qū)界面模糊，晶粒過渡均勻；焊核區(qū)晶粒呈細(xì)小等軸晶粒狀態(tài)，熱力影響區(qū)處晶粒產(chǎn)生了一定程度的彎曲變形，且具有一定的方向性。

(4)焊縫截面硬度分布大體呈“U”形，硬度最低點(diǎn)位于靠近后退側(cè)的焊核區(qū)、熱力影響區(qū)和熱影響區(qū)，是焊接接頭的薄弱區(qū)域。

(5)對(duì)浮動(dòng)式雙軸肩攪拌摩擦焊接工藝開展了工程化應(yīng)用研究，成功焊接完成了中國某型號(hào)燃料貯箱筒段縱縫，該貯箱順利通過了常溫液壓及液氮低溫試驗(yàn)考核，充分驗(yàn)證了該技術(shù)的可靠性。