軸肩輔助加熱6082 鋁合金摩擦塞補焊接頭組織及力學(xué)性能

李德福，王希靖，趙早龍，徐秋蘋

(1.蘭州理工大學(xué)，省部共建有色金屬先進加工與再利用國家重點實驗室，蘭州，730050；2.蘭州理工大學(xué)，蘭州，730050；3.蘭州交通大學(xué)，蘭州，730070)

0 序言

攪拌摩擦焊在焊縫結(jié)束位置會形成匙孔，匙孔位置是攪拌摩擦焊焊縫性能薄弱區(qū)[1].采用攪拌針回抽技術(shù)雖能填充匙孔，但此工藝會使焊縫有效承載厚度減薄[2].為了解決攪拌摩擦焊匙孔類缺陷修復(fù)問題，英國焊接研究所發(fā)明了摩擦塞補焊技術(shù).為取代手工TIG 焊美國于1995 年將該技術(shù)應(yīng)用于航天外貯箱的補焊，優(yōu)化了工藝參數(shù)[3]，并在航天外貯箱用2219 和2195 材料上獲得了高強度、高斷裂韌性和低缺陷率的修補焊縫[4].Dalder 等人[5]對內(nèi)徑1 020 mm、厚38 mm 的2219 鋁合金壓力容器環(huán)縫“匙孔”進行了頂鍛式摩擦塞補焊，通過機械加工手段去除表面微小缺陷后，采用超聲波和超聲相控陣進行了無損檢測，結(jié)果表明補焊效果良好.Horton 等人[6]分析了2219-T87 鋁合金摩擦塞補焊接頭硬度、強度和應(yīng)變區(qū)域特征.在此基礎(chǔ)上，Metz 等人[7-8]對2195Al-Li 合金進行焊后匙孔修復(fù)，并研究了補焊接頭的疲勞性能.Shane 等人[9]通過對2195，2219 和2014 鋁合金材料摩擦塞補焊技術(shù)的研究，確定了邊界條件.David 等人[10]研究了2195-T8 鋁合金塞補焊接頭的斷裂特性，Zuo 等人[11]建立了拉拔式摩擦塞焊溫度、強度以及壓力分布的數(shù)學(xué)模型.整體上而言，上述摩擦塞補焊方法主軸轉(zhuǎn)速高，頂鍛力大，因此對塞補焊設(shè)備要求較高.

為降低對設(shè)備要求，黃永憲等人[12]采用填充式攪拌摩擦焊對7.8 mm 厚2219 鋁合金板進行了匙孔修復(fù)，在800 r/min 的轉(zhuǎn)速下通過耗材棒與匙孔、軸肩與工件接觸摩擦產(chǎn)熱，使材料在摩擦界面發(fā)生塑性變形和流動并填充于匙孔，實現(xiàn)了對匙孔準等強固相填充補焊.而由于裝配后耗材棒相對于軸肩不能進行軸向移動，一定程度上限制了該方法在厚板上的使用.為進一步降低頂鍛式摩擦塞補焊對設(shè)備要求，開發(fā)新的塞補焊工藝，在固相填充補焊及相關(guān)文獻[13-17]基礎(chǔ)上，基于軸肩輔助加熱的思路，采用分體式焊具對6082 鋁合金匙孔類缺陷進行摩擦塞補焊[18]，為匙孔修復(fù)技術(shù)提供試驗支撐.

1 試驗方法

圖1 為軸肩輔助加熱原理示意圖.焊前，將塞棒和塞孔中心對中，軸肩下移至與母材上表面接觸并加載.

圖1 軸肩輔助加熱原理示意圖Fig.1 Schematic diagram of auxiliary heating by shaft shoulder

如圖2 所示，隨軸肩和塞棒同步轉(zhuǎn)動，軸肩與母材上表面產(chǎn)生摩擦，表面溫度因摩擦產(chǎn)熱而升高并沿母材向塞孔傳導(dǎo)，實現(xiàn)對塞孔表面預(yù)加熱.預(yù)熱完成后，隨塞棒進給，塞棒和塞孔接觸摩擦產(chǎn)熱，并與軸肩和母材摩擦產(chǎn)熱溫度場進行疊加，使接合面材料快速升溫至塑性狀態(tài).塑性金屬在軸肩、墊板和周圍冷質(zhì)母材的包圍下填充于匙孔，當(dāng)軸肩下表面周圍開始出現(xiàn)飛邊時停止進給.塞補焊過程中，始終保持軸肩和母材上表面接觸摩擦.之后使塞棒繼續(xù)進給數(shù)秒以形成充分頂鍛.最后，軸肩沿母材上表面橫向走行使塞棒折斷，提起軸肩的同時，頂出折斷后剩余塞棒.

圖2 軸肩輔助加熱摩擦塞補焊過程示意圖Fig.2 Schematic diagram of friction plug repair welding process with shaft shoulder auxiliary heating.(a)shoulder preheating；(b) feed filling；(c) initial weld joint；(d) stop feed；(e) top forging of plug rod；(f) push out horizontally

軸肩材料為9SiCr，母材和塞棒均采用6082-T6 鋁合金，成分和性能如表1 和表2 所示.母材尺寸為150 mm × 100 mm × 5 mm，塞棒直徑為10 mm，尺寸如圖3 所示.塞孔是在匙孔或體積型缺陷位置通過機加工方法獲得的具有一定錐度的通孔.在前期試驗的基礎(chǔ)上，選取塞棒錐角60°與塞孔錐角80°配合，塞棒進給6 mm.保持上述工藝參數(shù)不變，選用1 600，1 800，2 000 r/min 3 種塞棒轉(zhuǎn)速進行系列試驗.

表1 6082 鋁合金材料成分(質(zhì)量分數(shù)，%)Table 1 6082 aluminum alloy material composition

表2 6082 鋁合金的力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of 6082 aluminum alloy

過接頭中心截取金相試樣，按圖3 尺寸加工拉伸試樣.試樣經(jīng)粗磨、精磨和拋光后用Keller 試劑進行腐蝕，在Axio Scope A1 型光學(xué)顯微鏡下觀察焊縫顯微組織.使用Wilson VH1102 型顯微硬度儀測量接頭硬度，載荷10 N，加載時間10 s.依據(jù)GB/T 2651—2008《焊接接頭拉伸試驗方法》在AGS-X 300KN 型電子萬能試驗機上進行拉伸性能測試.采用帶有電子背散射衍射(electron backscattered diffraction，EBSD)探頭(AztecX-Max80)和Channel5 取向分析系統(tǒng)的Quanta450FEG 型場發(fā)射掃描電子顯微鏡觀察拉伸斷口形貌，并進行EBSD 試驗，樣品傾斜70°，測試電壓20 kV，測試步長為1 μm.

圖3 塞棒、塞孔及拉伸試樣尺寸 (mm)Fig.3 Dimensions of plug，keyhole and tensile sample.(a) size of plug rod；(b) size of base metal and keyhole；(c) size of tensile specimen

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 接頭宏觀形貌

圖4 為不同塞棒轉(zhuǎn)速下接頭宏觀及橫截面形貌.接頭成形美觀，無明顯宏觀缺陷.橫截面上寬下窄，接頭厚度無減薄，上部寬度在軸肩影響下較塞孔尺寸明顯增大.在距離上表面1 mm 處結(jié)合面角度發(fā)生變化，上部變寬部分結(jié)合面角度相較于塞孔角度有所增加.

2.2 接頭微觀組織

以塞棒轉(zhuǎn)速1 800 r/min 為例分析接頭微觀組織及力學(xué)性能.由于熱輸入和材料形變作用，接頭不同區(qū)域組織發(fā)生了明顯變化.不同塞棒轉(zhuǎn)速下接頭組織及分布狀態(tài)相似.一個完整的塞補焊接頭可分為焊核區(qū)（I′）、填充區(qū)（I）、結(jié)合面區(qū)（II）、軸肩影響區(qū)（III）、熱力影響區(qū)（IV）和熱影響區(qū)（V）6 個部分，接頭顯微組織及分布如圖5 所示.

圖5 接頭分區(qū)及EBSD 取樣示意圖Fig.5 Schematic diagram of joint partition and EBSD sampling

圖6 為接頭各區(qū)域顯微組織及分布.焊核區(qū)（I′）為細小等軸晶；填充區(qū)（I）除塞棒和塞孔接合面有較窄的區(qū)域發(fā)生分子結(jié)合外，中間部分材料基本保持了塞棒拉拔形成的細長晶粒.結(jié)合面區(qū)（II）為塞棒和母材過渡區(qū)，是由塞棒和塞孔材料在熱力耦合作用下發(fā)生熱塑性變形而形成的上寬下窄的結(jié)合區(qū)域.越靠近軸肩位置，結(jié)合面越寬，且分界線越不明顯.在軸肩影響區(qū)（III）母材板條狀晶粒轉(zhuǎn)變?yōu)榧毿〉牡容S晶，隨與母材上表面距離增加，晶粒尺寸逐漸變大.熱力影響區(qū)（IV）是距離塞孔和軸肩較近區(qū)域母材發(fā)生明顯變形的區(qū)域.熱影響區(qū)（V）仍保持了母材板條狀組織特征，部分晶粒略有長大.

圖6 接頭各區(qū)域顯微組織及分布Fig.6 Microstructure and distribution of joint.(a) bonding surface zone；(b) nugget zone；(c) shoulder affected zone；(d) filling zone；(e) thermos-mechanically affected zone；(f) heat affected zone

采用EBSD 技術(shù)對圖5 所示P1，P2 和P3 位置選區(qū)晶粒進行表征，晶粒形貌及分布如圖7 所示.焊核區(qū)(P2 區(qū)域)為等軸晶，結(jié)合面(P1 區(qū)域)晶粒從等軸晶到長條狀晶粒過渡特征明顯，軸肩影響區(qū)(P3 區(qū)域)晶粒為長條狀.

圖7 不同區(qū)域晶粒形貌Fig.7 Grain morphology of different regions.(a)region P1；(b)region P2；(c)region P3

2.3 接頭力學(xué)性能

2.3.1 顯微硬度

在距離上表面分別為1，2.5，4 mm 的位置測試了3 條硬度線，測試點間距0.8 mm，母材硬度為98 HV，圖8 為接頭顯微硬度及分布.圖8 中I'，I，II，III，IV 分別代表焊核區(qū)、填充區(qū)、結(jié)合面區(qū)、軸肩影響區(qū)和熱力影響區(qū).細晶強化和位錯增殖的結(jié)果使得接頭顯微硬度有所提高，除熱影響區(qū)硬度略低于母材外，接頭其余位置硬度均高于母材.在母材厚度方向上硬度呈各層異性，隨與上表面距離的增加，同一豎向位置顯微硬度逐漸降低.產(chǎn)生這種變化的原因是：一方面，塞補焊過程中，受軸肩與母材和塞棒與塞孔摩擦產(chǎn)熱復(fù)合溫度場影響，接頭區(qū)域溫度升高.另一方面，距離軸肩越近，軸肩與塞棒對熱塑性金屬攪拌越明顯，熱塑性變形中的晶粒破碎作用越強，細晶強化的結(jié)果使得接頭顯微硬度均高于母材，且從上表面向下硬度略有降低.

圖8 接頭顯微硬度Fig.8 Micro hardness of the joints

2.3.2 抗拉強度

不同塞棒轉(zhuǎn)速下接頭抗拉強度如圖9 所示，其中2 000 r/min 時接頭強度最高，達260 MPa，為母材的83.9%，斷后伸長率為6.5%，為母材的65%.塞棒轉(zhuǎn)速高，單位時間內(nèi)能量輸入高，摩擦產(chǎn)熱效率也高；同時，塞棒轉(zhuǎn)速越高，攪拌越充分，越利于改善接頭性能.因此，在其它參數(shù)不變的情況下，試驗范圍內(nèi)隨塞棒轉(zhuǎn)速升高接頭抗拉強度升高，斷后伸長率也增加.

圖9 不同塞棒轉(zhuǎn)速下接頭抗拉強度及斷后伸長率Fig.9 Tensile strength and elongation after fracture of the joint at different plug rotation speeds

2.3.3 斷口形貌

圖10 為不同塞棒轉(zhuǎn)速下試樣拉伸斷裂形貌.如圖10 所示，接頭均在根部起裂，沿結(jié)合面斷裂于接頭上表面軸肩外輪廓處，說明根部連接強度弱在一定程度上降低了接頭整體性能.

圖10 不同塞棒轉(zhuǎn)速下試樣拉伸斷裂形貌Fig.10 Tensile fracture morphology of samples at different plug rotation speeds.(a) front side of tensile specimen；(b) back side of tensile specimen

為進一步分析接頭斷裂特征，對接頭拉伸斷口進行了掃描電鏡觀察，如圖11 所示.區(qū)域A 斷口由韌窩和撕裂棱組成，區(qū)域B 韌窩平而淺，窩底的強化相尺寸較大；區(qū)域C 韌窩深，窩底強化相較小.

圖11 接頭拉伸斷口形貌Fig.11 Tensile fracture morphology of joint.(a) sampling location；(b) region A；(c) region B；(d)region C

3 結(jié)論

(1)采用軸肩輔助加熱的方法實現(xiàn)了對6082 鋁合金匙孔類體積型缺陷的摩擦塞補焊修復(fù).在合理的工藝參數(shù)下，接頭成形美觀，無宏觀缺陷.焊后無需機加工消除多余的塞棒，工藝較簡單.

(2)接頭焊核區(qū)和軸肩影響區(qū)為細小等軸晶，填充區(qū)保留了塞棒原始晶粒狀態(tài)，結(jié)合面為過渡區(qū)，熱力影響區(qū)晶粒彎曲變形明顯，熱影響區(qū)保留了母材板條狀組織.

(3)受塞補焊溫度場分布影響，熱影響區(qū)發(fā)生軟化，顯微硬度略有降低，接頭其他位置硬度均高于母材.在厚度方向上顯微硬度存在各層異性，同一方向的上部區(qū)域高于下部區(qū)域.

(4)塞棒轉(zhuǎn)速為2 000 r/min 時摩擦塞補焊接頭抗拉強度最高達260 MPa，為母材的83.9%；斷后伸長率為6.5%，斷口韌性斷裂特征明顯.