2219鋁合金拉拔式摩擦塞補焊接頭界面缺陷研究

鄧 越 劉正武 浦巖昊 尹玉環(huán) 崔 雷

（1.上海航天設備制造總廠有限公司，上海 200245；2.天津大學材料科學與工程學院，天津 300072）

1 引言

近些年隨著商業(yè)航天的蓬勃發(fā)展，火箭發(fā)射服務需求激增。然而，現有火箭運力無法滿足高頻率、大密度的商業(yè)發(fā)射服務需求，因此急需研制具有大運力水平的重型運載火箭，這也對航天裝備制造工藝提出了更高的要求[1]。運載火箭由箭體結構、動力裝置及有效載荷等系統組成，箭體結構主體為用于儲存燃料的推進劑貯箱，貯箱容積大小、材料密度與結構質量將直接決定火箭運力水平。貯箱結構由前、后箱底及若干筒段構成，筒段縱縫及環(huán)縫通常通過攪拌摩擦焊接工藝（Friction Stir Welding,FSW）連接。然而，焊后FSW 焊縫會因攪拌針回撤而產生匙孔缺陷，導致貯箱結構損傷，甚至失效。英國焊接研究所提出的摩擦塞補焊工藝（Friction Plug Weld,FPW）可實現對FSW焊縫匙孔缺陷的原位等強修復[2]。

截至目前，國外相關單位已對該工藝連接機理進行了充分研究，且進行了工程化運用。在2005年，美國國家航天局馬歇爾飛行中心與阿拉巴馬大學聯合研制了首臺拉拔式摩擦塞補焊原理樣機，并成功對厚度小于12mm 的2 系鋁合金進行了焊接。在隨后的2008～2012年間，美國國家航天局將該技術用于低溫推進劑貯箱箱底及外貯箱環(huán)焊縫的焊接，并發(fā)現修補后的FPW 焊縫強度較原手工TIG 焊提高了20%[3～5]。國內單位對FPW 工藝還處于基礎性研究階段。首都航天機械公司分別研制了基于“連續(xù)驅動摩擦”與“慣性摩擦”原理的塞補焊設備，開展了薄板焊接試驗，編制了鋁合金摩擦塞焊航天行業(yè)標準。天津大學在開展海洋石油管道修復研究時，設計并制作了水下頂鍛式摩擦塞補焊工程樣機，經工藝試驗初步確定了不同厚度板材所對應的工藝窗口。在此設備基礎上相繼研發(fā)出了拉拔式塞補焊設備，并針對接頭組織特征、材料流動行為及接頭弱化機理進行了全面系統的研究[6～8]。

本文進行了2219鋁合金拉拔式摩擦塞補焊試驗，建立了相應的FPPW熱力耦合模型，著重研究了FPPW接頭界面缺陷特征，并結合仿真探討了界面缺陷的產生原因。本文所提供的研究結果能夠提高后續(xù)FPPW工藝優(yōu)化效率，減少界面缺陷，增強接頭結合質量。

2 試驗設置

2.1 試驗材料

塞棒材料選用2219-T87 鋁合金，試板材料選用2219-T6鋁合金，支撐環(huán)材料選用40Cr 鋼。圖1 為試驗所采用的FPPW 接頭結構設計示意。塞棒與支撐環(huán)結構保持不變，塞孔形狀分別為圓孔、半錐孔、錐孔。試驗在天津大學自研的塞補焊設備上進行，焊接工藝參數為焊接旋轉速度為7000r/min、軸向拉力為45kN、軸向進給量為12mm。

圖1 試驗所采用FPPW 接頭結構示意

FPPW 試驗完成后，試板上下表面多余塞棒部分被切除，并沿塞棒中心線截取接頭橫截面金相。經砂紙水磨與機械拋光，經凱勒試劑腐蝕10s 后，采用Startzoom5 超景深顯微鏡觀察焊接接頭宏觀截面成形，采用JSM-7800F 熱場發(fā)射掃描電鏡觀察微觀界面組織。FPPW 接頭拉伸試樣設計標準參照國標GB T 228—2010，如圖2所示。試驗機進行拉伸性能測試的加載速率為2mm/s。

2.2 模型設置

基于Deform 建立FPPW 熱力耦合二維模型。如圖3所示，模型共由塞棒、試板、支撐環(huán)與主軸四部分組成，主軸用于驅動塞棒旋轉與進給。使用非均勻四邊形網格劃分模型，塞棒與母材的網格單元數量為4000，支撐環(huán)與主軸的網格單元數量為2000。為提高計算效率，焊接過程中材料所產生的彈性變形忽略不計[9，10]。塞棒與試板被設為塑性體，支撐環(huán)與主軸被設為剛體。

圖3 網格劃分示意

塞棒與母材設為 2219鋁合金，其比熱容為864J/(kg·°C)，密度為2840kg/m3；主軸與支撐環(huán)設為40Cr 鋼，其比熱容為473J/(kg·°C)，密度為7850kg/m3。本文選擇Johnson-Cook 模型描述焊接過程中2219鋁合金應力與應變、應變率、溫度間的關系，如式（1）所示。

式中，σy為等效應力，εp為等效應變，ε˙p/ε˙0為等效應變速率，Tr為參考溫度，Tm為材料熔點，A、B、C、n、m為材料參數。由于在塞棒停轉前后，FPPW接頭母材側熱塑性金屬變形特征差異顯著，因此針對Johnson-Cook 本構應分別設置不同材料參數。

本文忽略焊接初期塞棒與塞孔側壁間的滑動摩擦產熱，將二者摩擦類型設為剪切摩擦模式，摩擦系數μ設為隨溫度變化函數[11]，如式（2）所示。

隨著塞棒與塞孔側壁接觸并發(fā)生劇烈摩擦，接頭內部形成溫度梯度，熱量將由高溫處傳遞至低溫處。熱傳遞方式包括傳導、對流、輻射。熱傳導是指塞棒、母材內部的傳熱以及塞棒與母材接觸界面的傳熱。其中，2219鋁合金的熱導率為121W/(m·℃)，40Cr 鋼的熱導率為42.6W/(m·℃)，工件表面間的接觸換熱系數為 0.012W/(m2·℃)；熱對流是指工件表面與環(huán)境氣體間因存在溫差而產生的對流換熱，對應的對流換熱系數為2×10-5W/(m2·℃)。熱輻射是指工件通過電磁輻射的形式向外界散發(fā)熱量，進行熱能傳遞。在仿真模型中，所有工件熱輻射率設置為0.7。

3 試驗結果

3.1 接頭成形過程

圖4 為焊接過程中不同時刻FPPW 接頭的溫度分布。當t=0～1.2s 時，塞棒處于旋轉進給狀態(tài)，與塞孔側壁產生劇烈摩擦。摩擦界面溫度上升至約500℃，且界面兩側材料中的高溫(T>430℃)作用區(qū)域面積持續(xù)擴大。值得注意的是，此階段接頭界面兩側存在溫度梯度，即毗鄰界面的塞棒側溫度要高于母材側。當t=1.2s 時，塞棒因其軸向進給距離到達預設值而停轉，摩擦產熱終止，此時塞棒側與母材側中的高溫作用區(qū)域達到最大；隨后接頭界面溫度開始下降，且界面兩側的溫度梯度消失；當t=5.2s 時，整個FPPW 接頭溫度較為均勻，界面溫度降至150～230℃。

圖4 FPPW 接頭溫度場變化規(guī)律

圖5 為焊接過程中不同時刻FPPW 接頭的等效應變場分布。當t=0～1.2s 時，塞孔側壁材料隨著塞棒旋轉進給而被擠壓變形，產生約為2mm/mm 的應變。當塞棒停轉后，毗鄰界面的塞孔側壁材料應變不再增加。分析認為，在塞棒停轉后，界面及其附近材料溫度開始下降，材料對應屈服強度隨之升高。當材料屈服強度高于主軸對塞棒所施加的拉鍛力時，界面及其附近材料將不再產生塑性變形，故應變不再增加。值得注意的是，在焊接過程中塞棒側材料基本不產生變形。這是由于材料屈服強度隨著溫度升高而降低，而塞棒溫度小于母材側，因此塞棒的屈服強度比母材側更高，更難以產生塑性變形。

圖5 FPPW 接頭應變場變化規(guī)律

塞棒停轉后，FPPW 接頭界面開始愈合。研究表明，固相焊接頭界面愈合是通過界面兩側再結晶晶界遷移實現的，而再結晶晶界遷移速率與界面附近材料應變程度、溫度高低密切相關。界面溫度提高及其附近材料應變的增大均有利于誘導再結晶晶界遷移，從而促進界面愈合[12]。為分析塞孔結構改變對界面結合質量的影響，沿界面提取塞棒停轉后的FPPW 接頭界面溫度及應變，如圖6所示。當塞棒停轉2s 時，FPPW接頭界面溫度處于290～320℃。隨著塞孔結構由圓孔向錐孔轉變，界面溫度愈發(fā)均勻，但溫度均值卻略有減?。环治稣J為，塞棒與塞孔側壁的初始接觸面積因

圖6 塞棒停轉后2s 的FPPW 接頭界面特征

塞孔結構由圓形轉變?yōu)殄F形而增大，故摩擦界面產熱更加均勻。如圖6b所示，采用圓孔的FPPW 接頭界面應變分布最為不均，界面附近材料應變由2.6（接頭上部）降至2.2（接頭中部）；采用半錐孔的接頭界面應變分布有所改善，而采用錐孔的FPPW 接頭界面應變分布最均勻，整個界面附近材料應變約為2.4mm/mm。分析認為，由于采用錐孔結構的FPPW 接頭摩擦界面產熱速率加快，接頭界面附近材料流動性增強，因此應變分布均勻。

3.2 界面組織形貌

圖7 為采用圓形塞孔結構的FPPW 接頭成形及界面形貌。接頭上下飛邊成形良好，無肉眼可見缺陷。沿界面作進一步觀察發(fā)現，在接頭上部，界面產生彎曲，塞棒與塞孔側壁間存在斷續(xù)間隙，如圖7b所示。這表明塞孔與塞孔側壁實現局部結合，即弱結合缺陷；在接頭中部，界面保持平直，塞棒與塞孔側壁間存在間隙。這表明二者僅產生輕微接觸但未能實現結合，即未焊合缺陷，如圖7c所示；在接頭下部，界面完全消失，塞棒與塞孔側壁實現結合，如圖7d所示。

圖7 采用圓形塞孔結構的FPPW 接頭界面形貌

圖8 為采用半錐型塞孔結構的FPPW 接頭界面形貌，其界面已難以辨認。與采用圓孔結構的FPPW 接頭相比，在接頭上、中部界面微區(qū)，塞棒與塞孔側壁間的間隙寬度減小、界面缺陷數量減少。這表明該處雖仍存在弱結合缺陷，但其結合質量較采用圓形塞孔接頭已得到明顯改善。在接頭下部界面，界面完全消失。圖9 為采用錐形塞孔時的FPPW 接頭界面形貌。整個界面均結合良好，未觀察到未焊合與弱結合缺陷。

圖8 采用半錐形塞孔結構的FPPW 接頭界面形貌

圖9 采用錐形塞孔結構的FPPW 接頭界面形貌

圖10 為采用圓孔的FPPW 接頭界面EDS 面掃描結果。在界面弱結合缺陷處（圖10a～圖10d），Al 含量明顯下降，而O、Cu 含量則提升。在已愈合處（圖10e～圖10h），Al、O 及Cu 均勻的分布在塞棒與塞孔側壁中，無明顯偏聚。分析認為，O 主要來源于塞棒表面氧化物。這是因為焊接完成后，塞棒幾乎不發(fā)生變形，其表面氧化膜不會因受擠壓而被破壞；毗鄰界面的母材側金屬變形嚴重，其表面氧化膜會因基體變形而破裂，因此界面中的氧化物來自于塞棒表面氧化膜。

圖10 FPPW 接頭界面EDS 面掃描分析

結合仿真可知，采用圓孔的FPPW 接頭界面應變分布不均，接頭上部界面應變達到2.6mm/mm，而中部界面應變僅為2.2mm/mm。研究表明，只有當界面及其附近材料的應變及溫度達到閾值時，固相焊接頭才能實現結合。此外，界面應變及溫度的提高皆可降低界面結合所要求的閾值，改善接頭結合質量[13～15]。分析認為，采用圓孔的接頭中部界面應變未達界面愈合所要求閾值，導致該區(qū)域產生未焊合缺陷；而在接頭上部，界面應變雖增大但分布不均，導致熱塑性金屬流動性差異較大，材料流動不充分，難以及時填充界面微區(qū)空隙，造成弱結合缺陷。隨著塞孔結構由圓孔轉變?yōu)殄F孔，界面溫度及附近材料應變分布愈加均勻，材料流動性差異減小，促進界面微區(qū)間隙閉合，從而消除界面缺陷。針對后續(xù)試驗FPPW 接頭所出現的界面缺陷，可考慮通過優(yōu)化接頭結構改善界面附近材料流動性，確保界面應變分布均勻，進而達到消除界面缺陷目的。

3.3 拉伸性能

圖11為采用不同塞孔結構的FPPW接頭拉伸測試結果。隨著塞孔結構由圓形改變?yōu)殄F形，接頭拉伸性能隨之升高。采用錐孔的接頭抗拉強度最高，達到306.9MPa，其延伸率達到4.82%，較采用圓孔的接頭提高了28.19%。這表明FPPW 接頭界面缺陷減少后，FPPW 接頭的抗拉強度與延伸率得到顯著提升。

圖11 用不同塞孔的FPPW 接頭抗拉強度與延伸率

圖12為采用圓形塞孔結構的FPPW接頭截面斷裂位置。在弱結合處（圖12a），裂紋沿界面拓展，拓展路徑平直；分析認為，當接頭承受拉應力時，由于界面析出相難以與基體協同變形，二者間會產生剪切應力。在剪切應力作用下，界面析出相與變形基體間產生相對滑動，形成滑移型裂紋，故斷裂位置位于界面。此外，界面上連續(xù)分布的析出相還易引起應力集中。位于弱結合處的接頭斷口光滑平整，呈河流狀花樣，相鄰平面間存在少量韌窩特征，趨于脆性斷裂（圖12b）。在已愈合處（圖12c），裂紋拓展路徑曲折。分析認為，在界面已愈合處，塞棒與塞孔側壁通過再結晶帶連接。當接頭承受拉應力時，再結晶帶中細小的等軸晶能夠通過旋轉以協調晶粒變形，以承受更大變形量。位于已愈合處的接頭斷口分布大量正交韌窩，且韌窩底部存在顆粒狀第二相，為微孔聚集型的韌性斷裂（圖12d）。

圖12 用圓形塞孔的FPPW 接頭截面斷裂位置與斷口形貌

結合上述分析可知，相比于界面已愈合區(qū)域，采用圓孔的FPPW 接頭界面弱結合缺陷附近力學性能薄弱，難以進行塑性變形，易成為裂紋萌生區(qū)。隨著塞孔結構由圓孔轉變?yōu)殄F孔，FPPW 接頭界面溫度及應變分布更加均勻，消除了界面缺陷，提升了接頭拉伸性能。

4 結束語

a.FPPW 接頭界面缺陷可分為弱結合與未焊合。弱結合以塞棒與塞孔側壁接觸界面產生彎曲為特征，且界面間隙存在氧化物與富Cu 相，阻礙界面間原子相互擴散；未焊合以塞棒與塞孔側壁接觸界面保持平直為特征。

b.FPPW 接頭界面缺陷是由于塞棒停轉后接觸界面溫度及應變分布不均所致。當界面溫度及應變分布不均時，塞孔側壁材料流動性差異大，流動不充分，難以及時填充其與塞棒間的界面微區(qū)空隙，最終形成未焊合與弱結合缺陷。

c.FPPW 接頭界面缺陷會對接頭拉伸性能產生不利影響。當接頭承受拉應力時，界面未焊合缺陷的存在削減了接頭有效承載面積，而界面弱結合處的析出相將引起應力集中，導致接頭拉伸性能下降。