铝合金搅拌摩擦焊缝摩擦塞补焊组织与力学性能

0 序 言

目前随着运载火箭制造技术的发展，采用搅拌摩擦焊(FSW)工艺替代传统TIG焊接制造运载火箭贮箱已成为航天制造领域的必然趋势[1-2]，但对于FSW过程中出现的各种焊接及匙孔缺陷，采用传统TIG补焊不仅效率低且很难保证焊接质量，而摩擦塞补焊为修复这些缺陷提供了新途径.

摩擦塞补焊(friction plug welding，FPW)是英国焊接研究所于1995年提出的一种固相摩擦补焊方法. 该方法最初主要用于石油管线焊接缺陷的修复，2000年美国洛克希德·马丁公司首先将该方法用于贮箱焊缝修复并获得成功[3]. 与传统熔焊修补方法相比，摩擦塞补焊有许多优势[4-5]，其主要是固相焊接过程及修补焊缝性能高，是替代传统熔焊过程的一种高效缺陷修复方法. 国外对摩擦塞补焊工艺进行了较多研究，如对2195铝锂合金搅拌摩擦焊缝的摩擦塞补焊工艺与塞补焊缝组织特征及力学性能的相互影响进行了试验研究[6-7]，为新型火箭贮箱搅拌摩擦焊接制造提供重要基础. 在国内摩擦塞补焊已引起普遍关注，并已进行了不少基础研究.栾国红等人[8]研究了LY12铝合金摩擦塞补焊接头的金相组织和硬度分布. 赵衍华等人[9]研究了铝合金搅拌摩擦焊缝的拉锻式摩擦塞补焊. 王国庆等人[10]在LDl0铝合金熔焊接头缺陷的拉锻式摩擦塞补焊及塞补焊装备方面进行了许多研究，为国内应用摩擦塞补焊技术提供重要依据. 但在2219等铝合金搅拌摩擦焊缝的摩擦塞补焊工艺及性能数据积累方面仍缺乏深入试验评定.

对目前国内火箭贮箱制造中的2219-T87铝合金FSW焊缝的摩擦塞补焊工艺与塞补焊缝成形、组织特征、显微硬度及抗拉强度进行了详细试验研究，对塞补焊接头断裂模式进行深入评定，其结果为在搅拌摩擦焊接贮箱中广泛应用摩擦塞补焊工艺提供重要试验依据.

1 试验方法

试验材料为2219-T87塞棒和带有搅拌焊缝的2219-T87铝板，化学成分见表1. 实测母材的抗拉强度为455 MPa，断后伸长率为12%；搅拌焊缝垂直方向(横向)的抗拉强度为328 MPa，断后伸长率为4.9%；搅拌焊缝平行方向(纵向)的抗拉强度为342 MPa，断后伸长率为12%. 铝板的尺寸为200 mm ×80 mm × 8 mm，塞棒形状及尺寸如图1示. 如表2所示，为试验所采用的焊接工艺参数，研究了焊接转速及焊接压力对塞补焊焊接头组织和性能的影响. 所有焊接试验均在天津大学自主研制摩擦塞补焊设备上完成.

注：上图解决了《易经》64卦序分布无数理逻辑规律的缺陷，在数理逻辑上，整个系统对称平衡，每一卦序的位置、大小具有稳定性和唯一性。

b) 当在第一次绕线圈环行时，CW光束在B、b处，而CCW 光束在E、e处同时发生串扰，其相位差为lBdβ‖-lEeβ⊥，与主波列的相位差分别为lBdΔβ，lEeΔβ，则当三者均小于时，产生振幅型偏振误差，

摩擦塞补焊过程示意图如图2所示. 摩擦塞补焊接头截面经水磨和抛光后，用Keller试剂腐蚀15 s.在OLYMPUS GX51光学显微镜下观察焊缝成形和显微组织特征. 用维氏显微硬度计432SVD测试塞补焊接头硬度，载荷为9.8 N、保压时间15 s. 依据国家标准GB/T2651—《焊接接头拉伸试验方法》制备拉伸试样，并在CSS-44100电子万能试验机上进行塞补焊接头拉伸试验，加载速率为3 mm/min. 为探讨摩擦塞补焊缝界面断裂模式，在Hitachi s4800扫描电镜下进行拉伸断口特征观察.

表1 2219-T87母板和塞棒的化学成分(质量分数，%)

Table 1 Chemical composition of AA2219-T87 plate and plug

Cu Mn Mg Si Fe Zn Ti V Zr Al 6.33 0.34 0.02 0.06 0.13 0.02 0.04 0.07 0.12 余量

图1 接头设计及拉伸试样尺寸(mm)

Fig. 1 Joint design and dimensions of tensile specimen

表2 试样编号及焊接参数

Table 2 Specimen codes and welding parameters

编号焊接转速n/(r·min-1)焊接压力F/kN顶锻压力P/kN保压时间t/s D1 7 500 20 25 5 D2 7 500 25 30 5 D3 7 500 30 35 5 D4 7 500 35 40 5 D5 7 500 40 45 5 D6 7 500 45 50 5 D7 7 500 50 55 5 D8 7 500 55 60 5 D9 6 500 45 50 5 D10 6 500 50 55 5 D11 5 500 45 50 5 D12 5 500 50 55 5

图2 摩擦塞补焊工艺原理示意图

Fig. 2 Principle of friction plug welding processes

2 试验结果与分析

2.1 焊缝成形与组织特征

图3为塞补焊焊缝横截面宏观金相形貌. 摩擦塞补焊会形成飞边，包括上表面的飞边和下表面的飞边. 飞边是焊接过程中剧烈的材料变形把母材挤出板材的上表面或下表面形成的. 飞边对焊缝成形有着重要影响，是形成良好塞补焊焊缝的必要条件. 影响飞边产生的因素包括塞棒和塞孔的尺寸和角度，底部垫板及焊接压力均对下表面的飞边产生重要影响. 如图3所示，在焊接压力较小时，上表面和下表面的飞边挤出量都较少，随着焊接压力的增大，飞边挤出量也会增大. 在焊接压力为20 kN时，挤出的飞边较少，在下表面附近的结合面材料流动不充分，会产生弱连接缺陷，影响焊接质量. 但是焊接压力过大会使板发生变形并减少焊接时间，从而影响摩擦界面的产热和材料流动.选取焊接转速7 500 r/min、焊接压力45 kN试样的焊缝截面进行微观组织特征观察. 由于搅拌摩擦焊缝的存在，塞补焊接头在圆周方向上组织和性能具有不均匀性，所以分别观察塞补焊接头两个方向上的组织特征，所选观察区域如图4所示.

图3 焊缝截面宏观形貌

Fig. 3 Macro observations of FPW joints

图4 焊缝截面宏观观察区域

Fig. 4 Cross-sectioning observation of FPW

由图4可见，塞补焊焊缝具有明显组织流动倾向和非均质特征，根据组织特征不同可划分为6个区域. 平行于FSW焊缝方向(图4a)可以分为：塞棒区 a；塞棒热力影响区 b；再结晶区 (c，d，e)；热力影响区f；热影响区g；搅拌焊焊核区h. 而在垂直于FSW焊缝的方向(图4b)可以分为：塞棒区a；塞棒热力影响区 b；再结晶区 (c，d，e)；热力影响区 f；热影响区g；母材区h.

图5和图6分别为图4a和图4b的对应区域显微组织. 可以看出，塞棒材料仍然保持着拉长的晶粒形态. 同时搅拌焊缝的焊核区(图5h)和母材区(图6h)都远离塞补焊摩擦界面，所以热和力对这两个区域的影响较小，都保持了原来的晶粒形状. 在塞棒热力影响区(图5b)和(图6b)，其晶粒发生了严重的变形. 平行于搅拌焊缝方向，热力影响区(图5f)受到热和力的作用，和焊核区比起来，晶粒被明显拉长. 热影响区(图5g)只受到热循环的作用，所以热影响区晶粒形状和焊核区相似，只发生一定程度长大. 垂直于搅拌焊缝方向，同样热力影响区(图6f)同时受到热和力的作用，晶粒发生变形，热影响区(图6g)受到热循环的作用，和母材的相比，晶粒形状相似但发生一定程度的长大.

图5 塞补焊接头纵向微观组织形貌

Fig. 5 Microstructures of FPW along the parallel direction

在塞补焊接头两个方向上的结合面处都会产生再结晶区. 在较强的摩擦压力下，再结晶区域形成细小的等轴晶组织. 再结晶区的形成是压力和材料流动共同作用的结果，宽度具有不均匀性. 再结晶区的宽度在结合面的上部和中部比较小，宽度在10 ～ 15 μm左右；在结合面的中下部和底部再结晶区的宽度可以达到60 μm左右. 从图中可以看出，底部结合面的再结晶区是在母材或焊核区的一侧，底部所受的摩擦压力是小于上部的，所以挤压下来的再结晶区不能很好的在结合面上形成，底部较宽的再结晶区的形成只是材料流动的结果，塑形层挤压至底部形成的，所以底部较宽的再结晶区不能从根本上改善结合面的连接质量. 这也是底部的连接质量不好保证的原因.

图6 塞补焊接头横向截面微观组织形貌

Fig. 6 Microstructures of FPW along the perpendicular direction

从图5和图6可以看出，结合面两侧的晶粒取向不同，焊接过程中材料的流动具有不均匀性，图6可以更容易看出材料的流动特性，下部的流动性减弱；结合界面两侧的组织差异也具有不均匀性；下部结合界面两侧的晶粒取向差异要大于上部的晶粒取向差异.

相较于研究一般的人地关系，地理学的研究核心是“人地关系地域系统”[8]。从人地关系地域系统角度分析可将文化的存在和发展的自然和社会基础细分为“自然层”以及建构于其上的“生计层”、“制度层”、“意识形态层”[9]。从乡村空间和人的生存发展的角度，人在适应乡村自然环境的基础上生产出适宜自身生存发展的生计、制度和意识等层面的文化事物。乡村文化空间是一个能够进行自身再生产和不断进化发展的活的空间（图1）。

2.2 塞补焊接头硬度分布

图7为在7 500 r/min焊接转速50 kN焊接压力下的试样横截面上的硬度分布，测试了3条硬度线，距上表面分别为1，5，7 mm. 可以看出塞棒的硬度在85 ～ 90 HV范围，与母材比较产生明显软化现象 (图7a)，但基本与 FSW焊缝硬度相当(图 7b).这是由于塞棒在焊接过程中受到热循环的作用大，沉淀强化作用被弱化，所以硬度下降较多. 由于打硬度点时是按固定间距打的，不一定能够打到结合面上，所以单独测试了结合面及结合面附近的硬度. 垂直于FSW焊缝方向上部结合面的硬度为96 HV，中部为85 HV，底部为86 HV；平行于FSW焊缝上部结合面硬度为94 HV，中部为91 HV，底部为92 HV，其值与塞棒区域相近，表明塞棒及结合面附近应是拉伸性能较低的位置.

图7 塞补焊接头截面硬度分布

Fig. 7 Hardness profiles of FPW

在不同焊接压力下硬度规律基本相似，上结合面的硬度大于中部和底部结合面的硬度. 底部由于较宽再结晶区的影响，硬度比中部稍高一点；而且平行于FSW焊缝方向上的中部和底部结合面的硬度要高于垂直于FSW焊缝方向上对应位置的硬度. 在垂直于FSW焊缝方向上的底部硬度线上的硬度的平均值要高于上部硬度线和中部硬度线上的硬度平均值，中部硬度线上的硬度平均值最小；说明中部受热循环的作用更大，这是因为塞棒和塞孔的设计使得中部成为承受轴向力的地方，产生较多的摩擦热，而且板的上部和底部的散热也比中部好.在平行于FSW焊缝方向的焊核区也符合FSW的硬度分布特点(图7b)，从底部到上部平均硬度值升高.

图8 塞补焊接头的拉伸性能

Fig. 8 Tensile properties of FPW joints

2.3 塞补焊接头的拉伸性能

前期试验结果表明在相同焊接参数下，平行于FSW焊缝方向塞补焊接头的拉伸性能要高于垂直于FSW焊缝方向，所以主要进行垂直FSW焊缝方向不同焊接参数下塞补焊接头的拉伸试验.

图8是塞补焊接头拉伸性能柱状图. 焊接压力对塞补焊接头的抗拉强度有着显著影响. 在焊接转速为7 500 r/min，焊接压力为20 kN时，塞补焊接头的抗拉强度最低. 图9为底部结合面强化相EDS能谱分析. 从图9a的断口形貌上也可以看出断口是沿着结合面断裂的，而且断裂面比较光滑，说明在20 kN的焊接压力下，连接质量较差. 在焊接压力小于40 kN的情况下，塞补焊的接头的连接质量都不理想，因为焊接压力对接头的产热和材料流动产生重要作用，在压力较小时，底部结合面材料流动性不足，会降低连接质量；而当压力过大时，会缩短焊接时间，使摩擦界面产热不足也会影响焊接质量. 当焊接压力为45 kN时，接头的抗拉强度和断后伸长率最高，分别可以达到336 MPa和8%，分别达到母材抗拉强度和断后伸长率的73.9%和66.7%. 此外，焊接转速是影响塞补焊接头抗拉强度另一关键因素. 在焊接压力为45 kN时，转速为7 500 r/min的接头抗拉强度大于6 500和5 500 r/min；焊接压力为50 kN时，转速为5 500 r/min的接头抗拉强度大于6 500和7 500 r/min. 这表明增加焊接压力可降低焊接转速并获得较高抗拉强度；虽然低转速有利于降低摩擦塞补焊设备成本，但较好的焊接工艺应是高转速和较低焊接压力的配合，这样可获得更好拉伸性能.

图9 底部结合面强化相EDS能谱分析

Fig. 9 EDS of strengthening phase at the bottom of the bonding interface

虽然塞棒区硬度比结合面处硬度稍微低一些，但是底部结合面两侧的显著组织差异以及底部结合面上铜元素偏析造成的成分不均匀(图9)导致局部形成弱连接强度缺陷，这应是底部结合面成为起裂位置的原因. 由此可见，顶锻式摩擦塞补焊结合面底部连接质量控制是影响接头拉伸性能的关键因素.

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图10 塞补焊接头拉伸断口形貌

Fig. 10 Tensile fracture morphology of FPW

图10是焊接转速7 500 r/min、焊接压力45 kN试样的断口宏观和显微形貌. 可以看出，此时只有极少部分断口保留了原始结合面形态. 断口表面上部显示出较大而深韧窝和撕裂棱，中部既有大而深的韧窝，同时相比于上部断口有更多的等轴细小韧窝，表明断口上部和中部经历了大量的塑形变形.但底部断口表面平直且具有小而浅的韧窝，断口塑性变形痕迹少，表明底部断口表面结合强度低，是一种弱连接强度结合特征.

3 结 论

(1) 在焊接转速为7 500 r/min，焊接压力为40 ～55 kN时，用摩擦塞补焊修复2219-T87铝合金搅拌摩擦焊缝可以获得无缺陷的连接质量较高的摩擦塞补焊接头.

(2) 根据组织特征，摩擦塞补焊接头可以分为6个区域：塞棒区、塞棒热力影响区、再结晶区、热力影响区、热影响区、搅拌焊的焊核区或母材区.结合面是塞补焊接头的重点区域，在结合面上会形成再结晶区，再结晶区宽度具有不均匀性，底部结合面的再结晶区比中部和上部的宽. 在热和力的作用下材料会发生软化，上结合面的硬度大于中部和底部结合面的硬度.

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(3) 在焊接转速为7 500 r/min焊接压力为45 kN时，塞补焊接头的最大抗拉强度和断后伸长率分别可以达到336 MPa和8%，分别相当于母材抗拉强度和断后伸长率的73.9%和66.7%.

(4) 塞补焊接头拉伸断口的起裂位置在底部结合面，然后沿着结合面或者塞棒热力影响区扩展.垂直于搅拌焊缝方向结合面的底部是塞补焊接头的最薄弱区域，如何控制该区域的结合强度是影响摩擦塞补焊接头拉伸性能的关键因素.

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