异种铝合金摩擦塞补焊接头组织性能研究范文

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《Chinese Journal of Mechanical Engineering》2016年第5期

摘要：

采用2A14-T6铝合金圆锥塞棒和10mm厚2219-T87铝合金板材进行了异种铝合金摩擦圆锥塞焊工艺试验。对异种铝合金摩擦锥塞焊接头的缺陷特征、微观组织、强化相分布、力学性能及拉伸断口形貌进行观察与测试。结果表明：在焊接转速为7500r/min，焊接压力为30kN和35kN时得到了无缺陷的摩擦塞焊接头；摩擦塞焊接头可分为塞棒区、塞棒焊缝热力影响区、摩擦界面区、热力影响区、热影响区和母材区六部分；硬度测试结果显示，母材区硬度最高，塞棒区和塞棒焊缝热力影响区硬度略低于母材，热力影响区和热影响区最低。摩擦塞焊接头的抗拉强度最高可达312MPa，伸长率可达4.1%；接头在下表面HAZ与TMAZ的交界处起裂，自下表面向上表面扩展，经过TMAZ，最终在上表面的PTMAZ断裂，断口呈韧窝形貌。

关键词：

2219-T87铝合金；2A14-T6铝合金；摩擦圆锥塞焊；微观组织；力学性能

0前言

摩擦塞补焊是英国焊接研究所于1995年发明的一种新型固相补焊技术[1-2]。其基本原理是采用一种高速旋转的消耗性金属棒(以下简称塞棒)沿轴向插入预制塞孔中并施加一定的轴向压力，塞棒与塞孔接触界面处的材料在剧烈摩擦和轴向载荷的作用下受热软化，从而实现固相连接过程。相对于传统的熔焊修复方法，摩擦塞补焊具有接头质量高、残余应力低、焊接变形小等优点，该技术可用于搅拌摩擦焊匙孔的消除及其他焊接缺陷的修复，在火箭贮箱结构的制造过程中具有重要的应用前景。洛克希德-马丁公司、马歇尔飞行中心的工程师以及英国焊接研究所的专家对FPW进行了大量的试验研究，并进行了工艺优化工作[3-6]。METZ针对2195铝锂合金搅拌摩擦焊焊缝进行了摩擦塞焊试验，分析了接头的显微组织、硬度分布及疲劳性能[7-8]。国内对于FPW的研究起步较晚，范平章[9]介绍了摩擦塞焊的工作原理，以及存在的问题。赵衍华等[10]对4mm厚2014铝合金摩擦塞补焊接头的微观组织和力学性能及断裂特性进行了分析。杜波等[11]对10mm厚2219-T87铝合金进行了摩擦塞补焊试验，并对接头的焊缝成型、显微组织及力学性能进行了研究。而对于2219-T87和2A14-T6异种铝合金的摩擦塞补焊研究尚未见公开报道。本文采用火箭推进剂贮箱结构用2219-T87铝合金板材和2A14-T6塞棒，接头设计采用锥形塞孔与锥形塞棒配合，进行了FPW工艺试验，对接头的缺陷特征、微观组织、强化相分布、力学性能及拉伸断口进行了观察和测试。研究结果可为FPW应用于贮箱制造过程中搅拌摩擦焊匙孔及焊接缺陷的修复提供重要的理论和技术支撑。

1试验方法

试验采用火箭推进剂贮箱结构用材2219-T87铝合金板材，其尺寸为200mm80mm10mm。2219-T87铝合金母材的抗拉强度为455MPa，伸长率为10%；塞棒材料为异种2A14-T6铝合金，抗拉强度为460MPa，伸长率为12%。2219-T87和2A14-T6铝合金的主要化学成分见表1。塞孔塞棒的几何尺寸及FPW焊接过程示意图如图1所示，所有摩擦塞补焊工艺试验均在天津大学自主设计研制的大功率摩擦柱塞焊接系统上完成。接头设计、焊接转速、焊接压力、塞棒进给量都是影响焊接质量的关键因素。塞棒进给量主要取决于塞孔与塞棒的几何尺寸、焊接材料的性质以及垫板托孔的尺寸等，通过初步试验选取塞棒消耗量为10mm。考虑到摩擦塞焊可选的工艺窗口较窄，焊接转速选为7500r/min，试验所用焊接工艺参数如表2所示。焊接过程完成后，去除塞棒和挤出端，将焊缝表面磨平，采用线切割切取金相试样，金相试样经砂纸打磨、抛光后用凯乐试剂(4mLHF，6mLHCl，10mLHNO3，190mLH2O)腐蚀处理并在OLYMPUSGX51光学显微镜下观察其显微组织和缺陷特征。使用432SVD自动转塔数显维式硬度计测量焊缝截面的硬度分布，载荷9.8N，加载时间10s，测试点间距为0.5mm。依据GB/T2651-2008《焊接接头拉伸试验方法》进行焊接接头拉伸试验，拉伸试样取样位置及尺寸如图2所示，测试在CSS-44100电子万能试验机上进行，加载速率3mm/min。使用Hitachi-S4800扫描电镜观察FPW接头拉伸断口的微观形貌及接头各区域强化相的形态和分布特征。

2试验结果与分析

2.1宏观形貌及缺陷

图3a～3e为表2所示焊接参数下焊缝截面的宏观形貌。可以看出：塞补焊接头呈上宽下窄，在距离接头上表面约3mm的过渡圆弧处结合界面角度发生明显变化。接头不同区域的组织差异较为明显，如图3d所示，一个完整的摩擦塞补焊接头可分为塞棒区、塞棒焊缝热力影响区、摩擦界面区、热力影响区、热影响区和母材区六部分。图4是图3中字母所示缺陷位置的放大图。塞焊接头常见缺陷主要有未焊合和孔洞两种。未焊合主要出现接头的根部，其产生原因主要是焊接压力较小，塞棒与母材接触初期产热不足。随着焊接压力的增加，未焊合缺陷得到明显改善，在焊接压力增至30kN和35kN时获得了无缺陷接头。孔洞主要出现在接头的近上表面和过渡圆弧处，主要是由于焊接压力和顶锻压力较小所致。焊接压力较小，焊接过程产热不足，加之顶锻压力较小，材料流动不充分，从而形成孔洞缺陷。焊接压力和顶锻压力较小时，接头均可观察到明显的孔洞缺陷，随着焊接压力增加，孔洞的尺寸呈现减小的趋势(图4a、4b、4c)。此外，随着焊接过程的进行，底部的材料冷却，流动阻力增加，在剪切力的作用下与高速旋转的塞棒分离，较小的顶锻压力也不足以将组织压实，从而出现碗状缺陷(图3a、3b)。

2.2显微组织及强化相分布

图5为A5接头不同区域的微观组织。可以看出，焊接过程中，接头各区的组织发生了明显变化。摩擦界面区位于塞孔和塞棒的接触界面处，材料在剧烈在摩擦热和力的作用下，发生剧烈的塑性流动，发生再结晶形成均匀细小的等轴晶，等轴晶区的宽度约为20～150m。摩擦界面区与热力影响区的界面较为明显，而与塞棒热力影响区的界面不明显，这主要是由塞棒旋转造成的材料流动速度梯度造成的。在焊接过程中，塞棒高速旋转，带动摩擦界面区的塑性材料一起旋转，二者旋转速度比较接近，所以组织差异较小；而热力影响区的材料未能跟随塞棒一起高速旋转，与摩擦界面区材料的旋转速度差异较大，所以二者的组织差异较为明显。此外，摩擦界面区等轴晶的宽度由上表面到下表面呈增大趋势，最厚处可达约150m(图5b、5c、5d)。等轴晶区宽度与塑性变形层厚度有直接关系，而塑性变形层则是由接头设计、焊接工艺参数等因素共同决定的。因此，接头各区的尺度在接头上部与下部是不一致的。塞棒中心区距离摩擦界面较远，受热影响作用较小，保持了塞棒拉拔形成的细长晶粒(图5g)；塞棒焊缝热力影响区的组织由于受到摩擦热和轴向力的作用，靠近再结晶区的一侧发生了局部再结晶(图5e)，而靠近塞棒的一侧晶粒只发生了弯曲变形(图5f)；母材侧的热力影响区在热和力的共同作用下，晶粒也发生明显的弯曲变形(图5h)；热影响区仅受到热循环的作用，仍保持了母材板条状的组织特征(图5i)。图6为扫描电镜下焊缝不同区域强化相的形态及分布特征。2219-T87铝合金是Al-Cu系热处理可强化变形铝合金，是固溶处理+7%冷加工变形，然后人工时效获得，母材组织是伴有大量位错和细小针状强化θ'和θ″相的α(Al)固溶体。其强化相的脱溶惯序为：过饱和固溶体→GP区→θ″→θ'→θ，强化相在焊接过程中的演变是引起接头各区硬度发生变化的主要原因。母材为板条组织，有明显的轧制痕迹，在晶界和晶粒内部存在大量的强化相，强化相沿轧制方向呈流线型均匀分布在铝合金基体中(图6b)；与母材相比，HAZ的强化相的数量减少，但尺寸较母材有所增加，仍沿着轧制方向呈流线型分布(图6c)；TMAZ中的强化相比母材中的数量也明显减少，尺寸更大，同时由于热力影响区晶粒发生变形，强化相的形态发生改变，与晶粒变形的方向一致(图6g、6j、6m)。说明在摩擦塞补焊过程中，热力影响区和热影响区由于受到摩擦热作用，θ相聚集长大，材料出现了过时效。塞棒中心受热影响较小，强化相沿塞棒拉拔的方向呈线状分布(图6d)。由于靠近结合线的PTMAZ发生了再结晶，强化相被打碎，由原有的线状分布转变为均匀分布(图6e、6h、6k)。

2.3硬度分布及力学性能

图7为A1-A5接头截面中心线处的硬度分布。总体来看，FPW接头硬度分布呈现W形，母材区基本未受到焊接热循环的影响，硬度最高(约为140HV±5HV)；塞棒中心受热影响较小，硬度略低于母材(约为140HV±5HV)；热影响区和热力影响区发生严重软化，硬度降低至90HV±5HV左右。对比不同焊接压力下接头的硬度分布，可发现焊接压力对接头的硬度分布并无显著影响。对比硬度结果和接头微观组织及强化相分布可知，FPW接头各区域硬度变化与微观组织及强化相的变化是紧密联系的。图8为A5接头的应力应变曲线，图9为不同焊接压力下接头的抗拉强度及延伸率。在焊接压力较小时，由于孔洞和未焊合等焊接缺陷的存在，抗拉强度及延伸率都比较低，随着焊接压力的增加，焊接缺陷减少，接头质量明显提高。FPW接头抗拉强度最高可达312MPa，为母材强度的68.6%，断后伸长率最高达4.1%，约为母材伸长率(10%)的

2.4断口形貌

为进一步分析FPW接头的连接质量以及断裂特征，对母材和A5焊接参数下的FPW接头拉伸试样的断口进行了扫描电镜观察。图10a为FPW接头断口的宏观形貌，图10b～10e为图10a中A、B、C、D所示位置的微观形貌，图10f为2219-T87母材的拉伸断口形貌。母材断口由韧窝和撕裂棱组成，韧窝尺寸较大，撕裂棱较大较深，韧窝底部有较多杆状的强化相；FPW接头在下表面HAZ与TMAZ的交界处起裂，自下表面向上表面扩展，经过TMAZ，最终在上表面的PTMAZ断裂。区域A位于TMAZ和HAZ的交界处，区域B位于TMAZ，韧窝平而浅，韧窝边缘较为尖锐，窝底的强化相呈破碎的片状，尺寸增加但数量减少，说明焊接过程中伴随有强化相的溶解和聚集长大。区域C和区域D位于PTMAZ，断口呈等轴韧窝，尺寸比区域A

3结论

(1)通过优化工艺参数，成功实现2A14-T6圆锥塞棒和2219-T87母材塞孔异种铝合金摩擦锥塞焊工艺过程，获得了无缺陷的FPW接头。

(2)FPW接头可分为塞棒区、塞棒焊缝热力影响区、摩擦界面区、热力影响区、热影响区和母材区六部分。塞棒中心保持了拉拔形成的细长晶粒组织；塞棒热力影响区晶粒发生弯曲变形和局部再结晶；摩擦界面处形成细小的等轴晶区；热力影响区晶粒有明显的弯曲变形；热影响区只受到热循环的作用，晶粒保持了母材板条状的组织特征。

(3)FPW接头截面的硬度分布曲线呈W形。随着距塞棒中心距离增加，硬度先减小后增加，在热力影响区和热影响区硬度较低，最低值约为85HV。

(4)FPW接头抗拉强度最高可达312MPa，为母材的68.6%，伸长率最高为4.1%，塑性较差。

(5)FPW接头在下表面HAZ与TMAZ的交界处起裂，自下表面向上表面扩展，经过TMAZ，最终在上表面的PTMAZ断裂，断口呈韧窝形貌。

参考文献：

[9]范平章.摩擦塞焊研发与关键问题[J].航天制造技术，2007(1)：34-37.

[10]赵衍华，刘景铎，张加涛，等.2014铝合金拉锻式摩擦塞补焊接头微观组织及力学性能[J].航空制造技术，2009(23)：86-90.

作者:杜波 孙转平 杨新岐 崔雷 单位:天津大学材料科学与工程学院 天津长征火箭制造有限公司