魏瑞剛 郝云飛 趙 剛 李聰穎 陳文千

(首都航天機械公司，北京 100076)

0 引言

雙軸肩攪拌摩擦焊(SR－FSW)是攪拌摩擦焊技術(shù)的一個最新發(fā)展方向［1］。和目前我國運載火箭貯箱制造領(lǐng)域普遍應(yīng)用的常規(guī)攪拌摩擦焊技術(shù)(CFSW)相比，該技術(shù)的焊接轉(zhuǎn)速更低，焊接速度更快，接頭力學性能與常規(guī)攪拌摩擦焊接頭相當，且從根本上消除了弱結(jié)合缺陷或未焊透缺陷［1－3］。隨著該技術(shù)的技術(shù)成熟度越來越高，其在火箭貯箱制造領(lǐng)域?qū)鸩教娲Ｒ?guī)攪拌摩擦焊技術(shù)，尤其是大直徑火箭或者是需要長期服役的型號。但是從常規(guī)攪拌摩擦焊技術(shù)在我國航天領(lǐng)域運載火箭貯箱上的應(yīng)用步伐(筒段長直縱縫—箱底空間曲線焊縫—大直徑封閉環(huán)縫)來看，雙軸肩攪拌摩擦焊技術(shù)未來的應(yīng)用路線必然也是先易后難，逐步應(yīng)用［4］。然而在分階段應(yīng)用過程中，勢必會出現(xiàn)雙軸肩攪拌摩擦焊縫與熔焊焊縫的交叉接頭現(xiàn)象，例如:火箭貯箱的雙軸肩攪拌摩擦焊筒段縱縫與熔焊環(huán)縫的“十字”接頭，或者與箱底叉形環(huán)的“丁字”接頭。目前已經(jīng)有諸多文獻報道了常規(guī)攪拌摩擦焊與氬弧焊縫或等離子弧焊縫形成的交叉接頭的性能［5－6］。但是關(guān)于雙軸肩攪拌摩擦焊與熔焊交叉接頭的性能如何，還未見報道。本文旨在分析SR－FSW與TIG交叉接頭的綜合性能，為其在火箭貯箱上的應(yīng)用提供技術(shù)基礎(chǔ)。

1 實驗

板材為6 mm厚2219C10S高強鋁合金板材(σb=440 MPa，δ=15%)，板材規(guī)格為 600 mm×150 mm×6 mm。首先沿板材長度方向進行平板對接接頭的雙軸肩攪拌摩擦焊接。試驗采用自主研制的分體式雙軸肩攪拌頭，上、下軸肩直徑為Φ20 mm，攪拌針直徑為Φ10 mm;焊接過程攪拌頭旋轉(zhuǎn)速度為300 r/min，焊接速度為400 mm/min，焊接傾角為0°。雙軸肩攪拌摩擦焊接試片無損檢測合格后，沿垂直焊縫方向切成300 mm×150 mm的試樣，之后沿試樣長度方向進行熔焊焊接，焊接方式為變極性TIG懸空焊接，具體工藝流程為直流氦弧打底焊+交流脈沖氬弧填絲蓋面焊。直流氦弧打底焊工藝規(guī)范為:焊接電流為200～210 A，He氣流量為12～14 L/min，焊接速度為15～18 m/h;蓋面焊工藝規(guī)范為:焊接電流為350～370 A，Ar氣流量為 13～15 L/min，焊接速度為 8.5 m/h，變極性頻率60 Hz，所用焊絲為 Φ2.4 mm ER2319焊絲，送絲速度為 1.5 m/min。

鑒于運載火箭飛行過程中貯箱縱/環(huán)縫交叉接頭的軸向受力近乎環(huán)向受力的1.5～2倍［7］，因此重點分析貯箱軸向方向交叉接頭的組織特征和力學性能。采用交叉接頭制備方法共計制備11塊試樣，其中1塊試樣用于交叉接頭和單一熔焊接頭的金相組織和顯微硬度分析，取樣位置如圖1所示;5塊試樣沿SR－FSW焊縫方向取5個交叉接頭和20個單一熔焊接頭;5塊試樣沿熔焊焊縫方向取5個交叉接頭和20個SR－FSW接頭。金相子樣用混合酸(1 mL HF+1.5 mL HCl+2.5 mL HNO3+95 mL H2O)溶液對拋光后的試樣進行腐蝕，在OLYMPUS光學顯微鏡下進行金相組織分析。拉伸子樣按GB/T228.1－2010進行取樣，并在MTS－810電子拉伸試驗機上進行拉伸試驗，測試接頭拉伸性能。

2 結(jié)果與分析

2.1 宏觀組織形貌

單一的變極性TIG接頭是2219C10S鋁合金母材在“直流氦弧打底焊+交流脈沖氬弧蓋面焊”的直接作用下得到的。而交叉接頭是2219C10S鋁合金母材先經(jīng)歷了雙軸肩攪拌摩擦焊接后，又在垂直于雙軸肩攪拌摩擦焊方向上進行“直流氦弧打底焊+交流脈沖氬弧蓋面焊”后得到的。圖2為兩類接頭的橫截面宏觀形貌。

可以看出兩者的接頭組成大致相同，均由直流氦弧焊作用下的“柱狀”區(qū)域和交流脈沖氬弧焊作用下的“碗狀”區(qū)域組成，但是兩類接頭的母材區(qū)和熱影響區(qū)存在較大的差異。對比圖2(a)、2(b)還可以發(fā)現(xiàn)，兩者的熱影響區(qū)寬度存在較大的差異，單一變極性TIG接頭的熱影響區(qū)寬度較寬，而交叉接頭的熱影響區(qū)寬度較小，這與不同結(jié)構(gòu)的晶粒在熱作用下的抑制晶粒長大的能力密不可分［8］。

2.2 微觀組織形貌分析

2.2.1 母材區(qū)、熱影響區(qū)

單一變極性TIG接頭的母材區(qū)組織為2219C10S鋁合金母材，具有明顯軋制方向的板條狀組織［圖3(a)］;在電弧作用下熱影響區(qū)的原始軋制板條狀晶粒發(fā)生粗化，板條狀晶粒變短、變粗［圖3(b)］。而交叉接頭的母材區(qū)組織為雙軸肩攪拌摩擦焊接頭的焊核區(qū)組織［圖3(c)］，即為細小的等軸晶組織，從圖2(b)的母材區(qū)的上、下部位都可以觀察到環(huán)狀結(jié)構(gòu)，且沿厚度中心對稱分布，需要說明的是上下部為的環(huán)狀結(jié)構(gòu)的間距與雙軸肩攪拌摩擦焊縫上、下表面的魚鱗紋間距是一致的;交叉接頭的熱影響區(qū)也是等軸晶結(jié)構(gòu)，只是其晶粒有所長大，約為原始等軸晶的2倍［圖3(d)］。

2.2.2 直流He弧焊作用區(qū)

交叉接頭He弧區(qū)微觀組織如圖4所示。

可以從圖4(a)看出:交叉接頭直流He弧作用區(qū) 域的宏觀形貌類似“柱狀”，主要是由于直流He弧是一種介于常規(guī)熔焊與高能束焊之間的一種亞能束焊接方法，電弧能量相對集中造成的。圖4(b)顯示氦弧打底焊的焊縫區(qū)組織為具有方向性的粗大柱狀樹枝晶，生長方式為典型的外延結(jié)晶方式，生長方向與焊縫散熱方向相反，即從兩側(cè)向焊縫內(nèi)部生長，但是柱狀晶并沒有完全生長至焊縫中間。在兩側(cè)柱狀晶之間觀察到了尺寸較小、形狀不規(guī)則的等軸晶和等軸枝晶，位于焊縫中心，為自由結(jié)晶模式。圖4顯示在氦弧打底焊的焊縫區(qū)與熱影響區(qū)之間存在一個過渡區(qū)域，即熔合區(qū)，寬度約為400～500μm，為等軸晶組織。該區(qū)域經(jīng)歷的焊接熱循環(huán)峰值溫度較低、高溫停留時間短，且位于焊縫邊緣的熔池中未完全溶解的硬質(zhì)顆粒較多，導致該區(qū)域的組織為細小等軸晶［9］。對熔合區(qū)進一步放大［圖4(d)］，發(fā)現(xiàn)該區(qū)域內(nèi)的等軸晶晶粒尺寸大小不一，大略可分為2個小區(qū)域，區(qū)域1為鄰近熱影響區(qū)的寬度約為80～100μm的細小等軸晶區(qū)，晶粒尺寸約為10～20μm，大約與熱影響區(qū)的等軸晶晶粒尺寸相當;區(qū)域2為鄰近焊縫區(qū)的寬度約為300～400μm的等軸晶區(qū)，晶粒尺寸增大至30～50μm。

2.2.3 交流脈沖Ar弧焊作用區(qū)

圖5(a)為交流脈沖Ar弧作用區(qū)域的宏觀形貌，由于Ar弧能量較為發(fā)散，因此蓋面焊形貌類似“碗狀”。圖5(b)、5(c)為Ar弧焊縫區(qū)與He弧區(qū)、母材區(qū)的過渡處形貌，可以看出過渡處均可以觀察到呈細小等軸晶的過渡區(qū)域(類似熔合區(qū))，且在細小等軸晶的基礎(chǔ)上沿整個界面存在一層向外生長的柱狀樹枝晶，而在兩者之間易出現(xiàn)氣孔缺陷。在鄰近焊縫正面和整個界面的區(qū)域［圖5(a)中的B區(qū)域］，由于成分過冷度和冷卻速度大等原因，其微觀組織為50～100μm的等軸晶或等軸枝晶;而Ar弧焊縫區(qū)域中心［圖5(a)中的A區(qū)域］由于高溫持續(xù)時間長，呈現(xiàn)粗大的等軸晶晶粒(＞100μm)，在晶粒內(nèi)部及晶界處都可以觀察到顯著的二次相析出物。

2.3 兩類接頭的顯微硬度

圖6為兩類接頭的橫截面顯微硬度分布趨勢，可以看出顯微硬度分布趨勢均呈現(xiàn)出典型的“W”型，但是兩類接頭的各區(qū)域硬度值及寬度存在較大的差異。首先，兩者的焊縫區(qū)顯微硬度值最低，約為75～85，焊縫區(qū)寬度均約為6 mm;再者，熱影響區(qū)顯微硬度次之(85～95)，剛進入熱影響區(qū)時由于熔合區(qū)組織為細小等軸晶，因此其顯微硬度迅速提高。隨著越來越遠離焊縫中心，由于熱影響區(qū)組織發(fā)生過時效，接頭顯微硬度逐漸下降，但是也高于焊縫區(qū)。就差異性而言，交叉接頭的熱影響區(qū)寬度僅約為3～3.5 mm，而單一TIG接頭的熱影響區(qū)寬度達到了8～9 mm，這與兩類接頭宏觀組織形貌中的觀測結(jié)果是一致的。這也說明，和單一TIG接頭的2219C10S鋁合金母材的板條狀晶粒相比，交叉接頭母材區(qū)僅為5～10μm的細小等軸晶在電弧加熱作用下的抑制長大能力更強，從而其軟化區(qū)寬度也更窄;第三，進入母材區(qū)后，單一TIG接頭的顯微硬度迅速提高至110以上，但是交叉接頭的母材區(qū)顯微硬度僅為90～100?？v觀兩類接頭，單一TIG接頭橫截面上的顯微硬度梯度較大，而交叉接頭則較小。結(jié)合顯微組織分析結(jié)果，交叉接頭的母材區(qū)、熱影響區(qū)、熔合區(qū)組織差異性不大，而單一TIG接頭的差異性則比較顯著。考慮到2219C10S鋁合金母材的抗拉強度為440 MPa，延伸率在12%～15%，而雙軸肩攪拌摩擦焊縱向拉伸試樣的抗拉強度為 330～350 MPa，延伸率在 20%～25%［1］。

2.4 交叉接頭各方向取樣力學性能

采用熱處理強化鋁合金的運載火箭貯箱，通常要求焊接接頭抗拉強度系數(shù)要高于50%，接頭延伸率要高于3.5%［10］。表1為各類接頭拉伸測試結(jié)果的平均值。試驗結(jié)果表明:(1)沿貯箱軸向和環(huán)向的交叉接頭、單一TIG接頭以及SR－FSW接頭的抗拉強度系數(shù)和延伸率均滿足運載貯箱的使用要求;(2)由于實際飛行過程中焊縫沿彈體軸向方向的受力較大，因此文中更為關(guān)注沿SR－FSW焊縫方向的交叉接頭的性能，就貯箱軸向來看，沿SR－FSW焊縫方向的交叉接頭的抗拉強度平均值為291 MPa，延伸率為6.5%;而單一TIG接頭的抗拉強度平均值為306.85 MPa，而延伸率為5.025%。從該方向的性能數(shù)據(jù)來看，交叉接頭的延伸率高于單一TIG接頭約30%，這主要得益于交叉接頭的組織差異性更小，且接頭軟化區(qū)更窄，而抗拉強度低于單一TIG接頭，主要是由于2219C10S鋁合金母材的抗拉強度高于雙軸肩攪拌摩擦焊縱向拉伸試樣的抗拉強度;(3)就貯箱環(huán)向來看，沿TIG方向的交叉接頭的抗拉強度平均值為310.2 MPa，延伸率為9.0%;而SR－FSW接頭的抗拉強度為 340.15 MPa，延伸率為 6.625%。

表1 交叉接頭各向取樣力學性能Tab.1 The mechanical properties of the cross－welded joint

從表1可看出:(1)貯箱筒段縱縫采用雙軸肩攪拌摩擦焊技術(shù)進行焊接，總裝對接環(huán)縫采用熔焊技術(shù)，則沿貯箱軸向的交叉接頭的抗拉強度系數(shù)超過60%，延伸率均超過3.5%，但是其綜合性能在各類接頭中是最低的，該數(shù)據(jù)結(jié)果對設(shè)計部門具有重要意義，整個貯箱的薄弱之處在于此，在進行貯箱強度核算時應(yīng)重點考慮此處;(2)沿SR－FSW方向的交叉接頭的延伸率較高，其在貯箱實際飛行過程中的協(xié)調(diào)變形能力要優(yōu)于單一TIG接頭，這對于運載火箭貯箱是非常有利的;(3)另外從文獻［5－6］公布的數(shù)據(jù)來看，文中SR－FSW與TIG交叉接頭的兩個方向的力學性能均要優(yōu)于“C－FSW與TIG或VPPA交叉接頭”，這主要得益于在接頭厚度方向上雙軸肩攪拌摩擦焊接頭的組織、性能均勻性要優(yōu)于呈“碗狀”形貌［8］的常規(guī)攪拌摩擦焊接頭。

2.5 兩類接頭斷裂方式及斷口形貌

為了分析清楚整個橫截面上的斷裂位置，將拉伸斷裂后的試樣制成金相試樣，見圖7。

從圖7(a)可看出，交叉接頭的整個斷裂面均位于熱影響區(qū)，具體位置與熔合區(qū)有一定的距離，大約位于熱影響區(qū)顯微硬度最低的區(qū)域。從整個接頭來看，母材區(qū)、熱影響區(qū)、熔合區(qū)的組織均為等軸晶，而焊縫區(qū)為鑄造組織，從組織梯度上看，必然斷裂于熱影響區(qū)或熔合區(qū)。由于顯微硬度最低點位于熱影響區(qū)，因此其斷裂位置位于熱影響區(qū)的顯微硬度最低點。從斷裂面看，其起始斷裂位置位于交叉接頭背部的焊漏邊緣，之后沿著熱影響區(qū)延伸至焊縫正面余高的邊緣。圖7(b)為單一TIG接頭斷裂試樣的金相圖，可看出其斷裂面也均位于熱影響區(qū)，起始斷裂處位于蓋面焊緊鄰熔合區(qū)的熱影響區(qū)，之后延伸至打底焊的熱影響區(qū)［從圖6(b)可以看出此處為熱影響區(qū)顯微硬度的最低處］，直至焊縫背部。

圖8為兩類接頭的斷口微觀形貌，從圖8(a)可看出交叉接頭的斷裂面上包含有大量的等軸韌窩，在韌窩邊緣的撕裂棱特征明顯，且在韌窩底部可觀察到第二相粒子，因此交叉接頭為典型的韌性斷裂。在單一TIG接頭的斷裂面上［圖8(b)］可以觀察到尺度不一的等軸/非等軸韌窩特征，但是韌窩數(shù)量相對少、深度較淺、撕裂棱高低不一，且可以觀察到部分脆性斷裂特征［圖8(b)的箭頭處］，這也是單一TIG接頭延伸率低于交叉接頭的原因所在。

3 結(jié)論

(1)交叉接頭與單一TIG接頭的組織特征既有相同之處也存在差異。相同之處為焊縫區(qū)均由直流氦弧焊作用下的柱狀區(qū)和交流脈沖氬弧焊作用下的碗狀區(qū)組成;不同之處在于兩者的母材區(qū)與熱影響區(qū)組織。

(2)兩類接頭的橫截面顯微硬度分布均呈“W”型，單一TIG接頭橫截面上的顯微硬度梯度較大，而交叉接頭則較小，且交叉接頭的軟化區(qū)寬度較窄，這與細小等軸晶在電弧熱影響區(qū)作用下的抑制長大能力更強有關(guān)。

(3)沿SR－FSW焊縫方向的交叉接頭的抗拉強度系數(shù)為66.14%，低于單一TIG接頭的69.74%，但前者的接頭延伸率比單一TIG接頭高約30%。

(4)兩類接頭的斷裂位置均位于接頭熱影響區(qū)的顯微硬度最低處。交叉接頭的斷口形貌為典型的韌性斷裂，而單一TIG接頭還可觀察到部分脆性斷裂特征。

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