7075-T651 鋁合金摩擦塞補焊接頭的組織與性能

李書新，孫轉(zhuǎn)平，劉旭，王立梅，馬帥

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

0 序言

7075 鋁合金為Al-Zn-Mg-Cu 合金，屬于高強鋁合金，具有優(yōu)良的比強度、斷裂韌性、耐熱性、疲勞強度、耐腐蝕性能以及加工性能，廣泛應用于軌道交通、航天飛機和航天器等結(jié)構(gòu)的制造[1-3].但7075 鋁合金采用傳統(tǒng)的熔化焊方法焊接易產(chǎn)生變形、氣孔、裂紋等問題，導致結(jié)構(gòu)件的強度降低[4].固相的攪拌摩擦焊的熱輸入和焊接變形小、而且焊接過程中材料不熔化，從根本上解決了7075鋁合金熔化焊缺陷的難題，很適合7075 鋁合金的焊接[5]，但攪拌摩擦焊受到 “匙孔”缺陷的制約，很難應用于封閉的環(huán)形結(jié)構(gòu)焊接，而且還會因焊接工藝規(guī)范選擇不當、裝配精度不好、攪拌工具加工不合理、攪拌針斷裂等原因產(chǎn)生各種焊接缺陷[6].因此，攪拌摩擦焊“匙孔”及缺陷的補焊修復問題已經(jīng)成為制約7075 鋁合金應用的瓶頸，亟待解決.

摩擦塞補焊(friction plug welding，F(xiàn)PW)是英國焊接研究所于1995 年發(fā)明的一種新型固相補焊技術(shù),具有原理簡單、焊接過程綠色無污染、焊接變形小、一次補焊可去除缺陷，能夠解決封閉環(huán)形結(jié)構(gòu)攪拌摩擦焊“匙孔”以及焊接缺陷的修復問題[7-10].在國外，目前已有初步的工業(yè)應用，Dalder等人[11]采用FPW 技術(shù)對內(nèi)徑1 020 mm、厚度38 mm 的2219-T6 鋁合金壓力容器環(huán)縫“匙孔”進行了補焊，焊接后對產(chǎn)品進行超聲相控陣無損檢測合格.洛克希德·馬丁公司于2000 年將FPW 技術(shù)應用于2219 和2195 航天飛機外貯箱等離子焊縫的修復，獲得了高強度、高斷裂韌性和低缺陷率的修補焊縫，成功解決了熔化焊難以補焊的問題，極大地提高了航天貯箱的生產(chǎn)能力[12].在國內(nèi)，關(guān)于FPW 技術(shù)仍處于工藝研究階段.

文中采用摩擦塞補焊對8 mm 厚的7075-T651 鋁合金進行試驗，并對接頭成形、微觀組織與力學性能進行了觀察和分析，研究結(jié)果可為攪拌摩擦焊接缺陷的補焊提供理論和技術(shù)支撐，并對7075 鋁合金更廣闊的應用起到一定的促進作用.

1 試驗方法

試驗采用7075-T651 鋁合金板材，尺寸規(guī)格為300 mm × 150 mm × 8 mm，7075-T651 鋁合金母材的抗拉強度為538 MPa，斷后伸長率為9.0%.塞棒材料選用2219-T87 鋁合金，抗拉強度為460 MPa，斷后伸長率為12.0%.7075-T651 和2219-T87 鋁合金的化學成分如表1 所示.

表1 7 075-T651 和2 219-T87 鋁合金的化學成分(質(zhì)量分數(shù)，%)Table 1 Chemical compositions of 7 075-T651 and 2 219-T87 aluminum alloy

試驗在天津大學自主研制的頂鍛式摩擦塞補焊設備上完成，在試板的中心位置開塞孔進行焊接，然后自然冷卻，塞棒和塞孔的幾何尺寸如圖1 所示.FPW 過程中控制的主要工藝參數(shù)有：主軸轉(zhuǎn)速、摩擦壓力、頂鍛壓力、塞棒進給量和焊接速度.在大量探索性工藝試驗的基礎(chǔ)上，固定焊接速度50 mm/min，其它工藝參數(shù)設置如表2 所示.

圖1 塞棒和塞孔的結(jié)構(gòu)設計(mm)Fig.1 Structural design of plate hole and plug.(a) plate hole；(b) plug

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

焊接完成后，沿塞棒直徑切開焊縫得到橫截面，制備金相試樣，并用400～ 2 000 號的水磨砂紙打磨、拋光后，用腐蝕劑(2 mLHF+3 mLHCl +5 mLHNO3+190 mLH2O)腐蝕約2 min，在OLYMPUS GX51 型光學顯微鏡下觀察微觀組織特征.使用Tecnai F30 型場發(fā)射型透射電子顯微鏡對沉淀相進行觀察和分析.在橫截面上截取10 mm × 5 mm ×1 mm 的試樣，使摩擦界面在試樣的中間位置，對試樣采用400～ 3 000 號的SiC 水磨砂紙進行打磨，然后電解拋光1 min，用配備HKL Channel 5 電子背散射衍射(electron backscatter diffraction，EBSD)探頭的FEL Scios Quanta 650F 型場發(fā)射掃描電子顯微鏡進行EBSD 觀察和分析.在FPW 接頭的橫截面上使用HVS-1000 型數(shù)顯顯微硬度計進行維氏硬度試驗，加載載荷為10 N，保壓時間15 s.沿試板長度方向以塞棒中心為基準按照標準GB/T 228—2002《金屬材料室溫拉伸試驗方法》制備拉伸試樣，并在CSS-44100 型電子萬能試驗機上進行拉伸試驗，拉伸速率為3 mm/min.

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 不同焊接工藝參數(shù)下FPW 接頭成形

圖2 為不同焊接工藝參數(shù)下FPW 接頭橫截面的宏觀形貌，焊接質(zhì)量如表3 所示.圖3 為FPW 接頭典型缺陷形貌.從圖3 可以看出存在4 種類型的缺陷，即填充不足、弱連接、未焊合和孔洞型缺陷.焊接過程中，主軸轉(zhuǎn)速和焊接壓力是影響熱輸入最主要的因素，對連接界面的形狀有很大的影響，進而影響焊接缺陷的形成.對焊接過程進行受力分析，如圖2a 所示，焊接壓力F會產(chǎn)生一個垂直摩擦界面的法向力Ft和一個沿摩擦界面的切向力Fn，F(xiàn)t決定了塞棒和母材之間的連接緊密度，F(xiàn)n決定摩擦界面塑性材料流動的充分性.從圖2a 可以看出，F(xiàn)PW 接頭在某一厚度位置出現(xiàn)了“頸縮”現(xiàn)象，定義頸縮開始位置到焊縫根部的距離為h，頸縮段Fn幾乎為零.

圖2 FPW 接頭橫截面宏觀形貌Fig.2 Cross-sectional morphology of FPW joints.(a) A1 joint;(b) A2 joint;(c) A3 joint;(d) A4 joint;(e) B1 joint;(f) B2 joint;(g) B3 joint;(h) B4 joint

圖3 FPW 接頭典型缺陷Fig.3 Typical welding defect of FPW joints. (a)insufficient filling;(b) weak-bonding;(c) unwelded;(d) hole-type

表3 FPW 接頭的焊接質(zhì)量Table 3 Weld quality of FPW joints

從接頭成形情況可以看出，在主軸轉(zhuǎn)速下摩擦壓力低于40 kN 時，摩擦界面存在缺陷，這是由于焊接壓力較小時Ft小，難以保證塞棒和塞孔側(cè)壁的有效摩擦，h也較大，進一步減小了接頭下部的摩擦力，容易出現(xiàn)弱連接和孔洞型缺陷.當焊接壓力較大時，會加劇塞棒的變形量，h逐漸減小，整個摩擦界面上Ft都較大，使得塞棒與塞孔側(cè)壁能夠緊密連接.

2.2 微觀組織

圖4 和圖5 分別為A4 接頭橫截面形貌和不同區(qū)域的微觀組織.根據(jù)組織形貌的不同，將FPW 接頭分為，再結(jié)晶區(qū)(recrystallized zone，RZ) (圖5a～圖5c)、塞棒熱力影響區(qū)(thermo mechanically affected zone of plug，P-TMAZ) (圖5d)、塞棒熱影響區(qū)(heat affected zone of plug，P-HAZ)(圖5e)、熱力影響區(qū)(thermo mechanically affected zone，TMAZ) (圖5f)、熱影響區(qū)(heat affected zone，HAZ)(圖5g)和母材區(qū)(base metal，BM)(圖5h)6 個區(qū)域.在再結(jié)晶區(qū)形成了細小的等軸晶組織，而且從塞棒大端到小端再結(jié)晶區(qū)的寬度逐漸增加，這是由于該部分組織位于塞棒和母材的結(jié)合面處，在焊接過程中高速旋轉(zhuǎn)的塞棒與母材摩擦產(chǎn)熱，使塞棒和母材結(jié)合部位達到塑性狀態(tài)，塑性材料在塞棒旋轉(zhuǎn)機械力的作用下發(fā)生塑性流動，主軸急停后還會對塞棒施加一個頂鍛壓力，由于焊接時間短再結(jié)晶形成的細小等軸晶來不及充分長大，就形成帶狀分布的細小等軸晶區(qū).再結(jié)晶區(qū)寬度的不同是因為塞棒的錐角小于母材塞孔，焊接過程中塞棒和塞孔的小端先接觸，摩擦產(chǎn)熱時長所致.P-HAZ 和HAZ 分別保持了原始母材豎直和水平方向的軋制組織形貌，但緊挨摩擦界面的P-TMAZ 和TMAZ 晶粒由于焊接過程同時受摩擦熱循環(huán)和機械力的作用，發(fā)生了嚴重的變形和拉長.

圖4 A4 接頭橫截面形貌Fig.4 Cross-sectional morphology of A4 joint

圖5 FPW 接頭的微觀組織Fig.5 Microstructures of FPW joints.(a) region a;(b) region b;(c) region c；(d) region d;(e) region e;(f) region f;(g)region g;(h) region h

2.3 FPW 接頭EBSD 分析

圖6、圖7 和圖8 分別為FPW 接頭反極圖(IPF)、晶粒尺寸分布和晶粒取向角分布.從IPF可以看出，RZ 形成細小的等軸晶，母材和塞棒熱影響區(qū)晶粒發(fā)生了嚴重的變形，而且在焊接過程中由于塞棒散熱條件差，受摩擦熱和機械力的影響大，在晶界處出現(xiàn)了再結(jié)晶晶粒.從晶粒尺寸分布可以看出，RZ 的晶粒尺寸遠小于其它區(qū)域，主要集中在2～ 15 μm 之間，峰值出現(xiàn)在6～ 10 μm 之間，最大晶粒直徑不超過30 μm.母材和塞棒熱影響區(qū)直徑在2～ 15 μm 之間的晶粒分布概率遠小于再結(jié)晶區(qū)，其中塞棒熱影響區(qū)晶粒尺寸較母材有所長大.從晶粒取向角分布可以看出，晶粒取向角在母材和塞棒熱影響區(qū)主要集中在10°以內(nèi)，表現(xiàn)出明顯的擇優(yōu)取向，這是因為7075-T651 母材和2219-T87 鋁合金塞棒熱處理狀態(tài)都是固溶處理+人工時效+冷加工變形，形成纖維狀的軋制組織特征，7075-T651 母材晶粒呈水平方向性的板條組織，2219-T87 塞棒晶粒呈豎直方向的軋制組織，晶粒長度均達到上百微米，經(jīng)FPW 后的母材和塞棒熱影響區(qū)晶粒雖然有變形和長大，但仍然保持了母材的晶粒形態(tài).RZ 在晶粒取向角0～ 60°分布較均勻，沒有明顯的擇優(yōu)取向.

圖6 FPW 接頭的IPFFig.6 IPF of FPW joint.(a) RZ;(b) HAZ;(c) P-HAZ

圖7 FPW 接頭的晶粒尺寸分布Fig.7 Grain size distribution of FPW joint.(a) RZ;(b)HAZ and P-HAZ

圖8 FPW 接頭晶粒取向角Fig.8 Grain orientation angle of FPW joint.(a) RZ;(b)HAZ;(c) P-HAZ

2.4 沉淀相分析

圖9 為A4 接頭不同區(qū)域的透射電子顯微鏡圖.圖10 為沉淀相能譜分析結(jié)果.不同區(qū)域的沉淀相種類和分布有較大的差別.7075-T651 和2219-T87 都是可熱處理強化鋁合金，焊接過程中沉淀相的演變是影響接頭性能的最主要因素.在BM 區(qū)大量細小的η′相分布于晶內(nèi)和晶界(圖9a)，而且從HAZ 到TMAZ(圖9b 和圖9c)，沉淀相η′的數(shù)量大大減少并長大.從圖10b 和圖10c 可以看出，原始塞棒存在大量θ′相，整個塞棒區(qū)都受到熱循環(huán)的影響，θ′相在P-TMAZ 和塞棒中心都急劇下降，同時析出較大尺寸的θ 相.在RZ 分布有大量細小的的θ 相，θ′相幾乎完全溶解(圖9g).

圖9 FPW 接頭沉淀相形貌和分布Fig.9 Morphology and distribution of the precipitates of FPW joint.(a) BM；(b) HAZ；(c) TMAZ；(d) original plug；(e)plug center；(f) P-TMAZ；(g) RZ

圖10 FPW 接頭沉淀相能譜分析結(jié)果Fig.10 Energy spectrum analysis results of precipitation phase of FPW joint.(a) η′ phase;(b) θ′ phase;(c) θ phase

2.5 力學性能

圖11 為A3 接頭分別距上表面1，4 mm和7 mm 位置的硬度分布曲線.母材的硬度最高，在160～ 170 HV 左右，再結(jié)晶區(qū)硬度值在145～155 HV 左右，再結(jié)晶區(qū)兩側(cè)的熱力影響區(qū)硬度值有明顯的下降，尤其是塞棒側(cè)熱力影響區(qū)，整個塞棒區(qū)硬度發(fā)生了軟化，硬度值最低，在90～ 95 HV左右，比再結(jié)晶區(qū)的硬度值低約50 HV.

圖11 FPW 接頭硬度分布Fig.11 Hardness distribution of FPW joint

選擇成形較好的A3，A4，B3 和B4 接頭進行拉伸試驗，圖12 為FPW 接頭拉伸試樣的斷裂位置，圖13 為FPW 接頭的應力-應變曲線.A3 接頭在塞棒區(qū)斷裂，斷口呈S 形.A4 接頭斷口在塞棒熱力影響區(qū)，并垂直拉伸軸.B3 接頭在試板上表面沿結(jié)合界面垂直拉伸軸斷裂，這類缺陷一般是由于FPW 接頭有缺陷，在拉伸過程中裂紋擴展所致，屬于典型的韌性斷裂.

圖12 FPW 接頭拉伸試樣斷裂位置Fig.12 Fracture position of FPW joints tensile samples

圖13 FPW 接頭應力?應變曲線Fig.13 Stress?strain curves of FPW joints

不同接頭的抗拉強度和斷后伸長率如表4 所示.A3 接頭抗拉強度最大，為343 MPa，強度系數(shù)達到母材的63.8%，斷后伸長率也最大，為7.0%，達到母材的77.8%.從斷裂位置來看，斷裂在塞棒區(qū)的接頭比熱力影響區(qū)的接頭力學性能明顯高.可見無缺陷的接頭斷裂位置都在塞棒區(qū)，再次證明塞棒區(qū)是整個接頭最薄弱的部位.

表4 FPW 接頭的拉伸性能Table 4 Tensile properties of FPW joints

3 結(jié)論

(1) 7075-T651 鋁合金FPW 過程，主軸轉(zhuǎn)速在6 500～ 7 500 r/min，焊接壓力大于40 kN 時，“頸縮”段的長度較短，能獲得無缺陷的FPW 接頭.

(2) 7075-T651 鋁合金FPW 接頭具有明顯的組織不均勻性，根據(jù)組織形貌可分成再結(jié)晶區(qū)、塞棒熱力影響區(qū)、塞棒熱影響區(qū)、熱力影響區(qū)、熱影響區(qū)和母材6 個區(qū)域.7075-T651 鋁合金FPW 接頭RZ析出大量細小的的θ 相，整個塞棒區(qū)θ′相大量溶解，析出較大尺寸的θ 相，母材區(qū)越靠近摩擦界面η′相的數(shù)量越少，并發(fā)生長大.

(3) 7075-T651 鋁合金FPW 過程中整個塞棒區(qū)都受到摩擦熱的作用，發(fā)生了軟化，是整個接頭最薄弱的部位.