李 超 宋建嶺 胡少雄 高澤峰 何 莎

（1 天津航天長征火箭制造有限公司，天津 300462）

（2 首都航天機械有限公司，北京 100076）

文 摘 針對變截面結(jié)構(gòu)產(chǎn)品，提出了一種變截面搭接結(jié)構(gòu)攪拌摩擦焊接方法，通過加裝輔助板將整條焊縫焊接方向上補償為等厚度。焊接采用一次定位焊接+二次定位焊接+正式焊接的工藝方式，一次定位焊為預(yù)定位，二次定位焊保證輔助板與試片主體結(jié)構(gòu)之間形成有效連接，正式焊保證形成完整的焊縫。焊縫表面成形良好，超聲相控陣檢測無超標缺陷。通過對力學性能的分析，變截面搭接結(jié)構(gòu)處焊縫與非搭接處焊縫和常規(guī)對接焊縫的力學性能基本相同，平均抗拉強度均達到母材的70%以上，平均延伸率均在5.8%以上。變截面搭接焊縫焊核處晶粒形態(tài)為細小的等軸晶，靠近軸肩影響區(qū)部分的晶粒尺寸大于靠近焊縫根部的晶粒尺寸，受再結(jié)晶影響，焊縫兩側(cè)熱機影響區(qū)處輔助板搭接界面消失。

0 引言

隨著我國航天事業(yè)的迅速發(fā)展，我國新一代運載火箭對燃料貯箱的輕量化和可靠性提出了更高的要求。為提高我國新一代運載火箭燃料貯箱的可靠性，采用攪拌摩擦焊接工藝進行貯箱焊縫的焊接生產(chǎn)。目前，我國已實現(xiàn)運載火箭貯箱產(chǎn)品的攪拌摩擦焊接生產(chǎn)，并成功通過飛行驗證。

因攪拌摩擦焊接的工藝特殊性，攪拌摩擦焊技術(shù)只能進行等厚度板材的焊接，而新一代運載火箭燃料貯箱部分產(chǎn)品焊接區(qū)為變截面結(jié)構(gòu)。為實現(xiàn)變截面結(jié)構(gòu)產(chǎn)品的攪拌摩擦焊接，本文研究一種新的攪拌摩擦焊接方法，對焊縫進行超聲相控陣檢測、力學性能測試及組織分析，并驗證該方法的可行性。

1 實驗

1.1 實驗材料

采用2219 鋁合金，材料狀態(tài)為C10S，板材規(guī)格為700 mm×150 mm×δ（δ為板材厚度），焊接區(qū)截面狀態(tài)為臺階式變截面結(jié)構(gòu)，其中200 mm 范圍內(nèi)試片厚度為8 mm，其余500 mm 范圍試片厚度為15 mm，結(jié)構(gòu)狀態(tài)示意如圖1所示。

圖1 臺階式變截面結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of stepped variable cross-section

焊接方式采用平板對接焊，因焊接方向上存在7 mm 過渡臺階，無法直接進行攪拌摩擦焊接。為滿足攪拌摩擦焊工藝要求，研究了一種變截面搭接結(jié)構(gòu)攪拌摩擦焊接方法，將8 mm厚度區(qū)域補償為15 mm。實驗時，在試片8 mm 厚度區(qū)域加裝輔助板，輔助板材料及狀態(tài)與試片本體相同，規(guī)格為200 mm×160 mm×7 mm；輔助板與焊接試片臺階對合處倒圓角，確保對合緊密；加裝輔助板后，整條焊縫焊接方向上補償為等厚度15 mm。為防止焊接過程中輔助板在攪拌頭前進抗力的作用下與試片主體結(jié)構(gòu)產(chǎn)生間隙，焊接方向采用從輔助板側(cè)向15 mm 主體結(jié)構(gòu)側(cè)進行，裝配示意及焊接方向如圖2所示。

圖2 變截面搭接結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of variable cross-section structure

攪拌頭采用高溫合金加工制造，焊接試驗前，對15 mm正式焊攪拌頭的攪拌針長度進行修磨，使攪拌針長度小于試片最小板厚0.4～0.5 mm。采用一次定位焊接+二次定位焊接+正式焊接的工藝方式進行，一次定位焊接采用攪拌針長2 mm 的攪拌頭，二次定位焊接采用針長10 mm 的攪拌頭，正式焊接采用針長14.5 mm 的攪拌頭，兩次定位焊及正式焊攪拌頭形貌如圖3所示。

圖3 攪拌頭形貌Fig.3 Morphology of mixing head

1.2 實驗方法

對變截面處焊縫裝配輔助板，截面示意如圖4中（a）所示，為保證變截面搭接界面配合緊密，對輔助板搭接端面進行機械銑削，并根據(jù)變截面試片臺階R角進行輔助板配合面處R角的配磨，最終將配合間隙控制在0.5 mm之內(nèi)。

圖4 變截面焊縫焊接過程示意圖Fig.4 Schematic diagram of welding process of variable section weld

焊接前，使用汽油和酒精對試片焊接區(qū)及輔助板進行擦拭清理，并對試片焊接區(qū)及輔助板待焊區(qū)正反面進行打磨和刮削清理，對定位攪拌頭及正式攪拌頭使用酒精清洗。焊接參數(shù)如表1所示。

表1 15 mm厚2219鋁合金變截面搭接焊參數(shù)Tab.1 15 mm thick 2219 aluminum alloy variable crosssection welding test parameters

一次定位焊為預(yù)定位，只對試片主體結(jié)構(gòu)焊縫進行定位，防止二次定位焊過程中產(chǎn)生焊接間隙，同時可提高輔助板的裝配質(zhì)量，如圖4 中（b）所示。二次定位焊為主定位，保證將輔助板與試片主體結(jié)構(gòu)之間形成有效連接，防止正式焊接過程中出現(xiàn)輔助板松脫現(xiàn)象，同時保證正式焊接過程中，主體結(jié)構(gòu)焊縫不會在正式焊攪拌頭的頂鍛力作用下產(chǎn)生間隙，影響焊接質(zhì)量，為形成有效的定位連接，二次定位選擇針長10 mm 的攪拌頭，保證將輔助板完全焊透，如圖4 中（c）所示。正式焊接采用攪拌針長14.5 mm，軸肩直徑30 mm 的攪拌頭，保證變截面試片8 mm 厚度區(qū)域及15 mm 厚度試片主體區(qū)域內(nèi)形成有效的焊縫，如圖4中（d）所示。

焊接完成后，對焊縫外觀質(zhì)量進行觀察分析，變截面搭接結(jié)構(gòu)處焊縫成形良好，與常規(guī)攪拌摩擦對接焊縫相同，焊縫下凹量0.2～0.3 mm，與15 mm對接焊縫下凹量一致，焊縫外觀質(zhì)量滿足航天標準要求。為滿足相控陣檢測對焊縫表面質(zhì)量的要求，剔除正面焊縫的飛邊，并對焊縫進行打磨圓滑處理，之后對焊縫背面進行打磨處理，去除未焊透及弱結(jié)合缺陷。打磨處理完成后，對焊縫進行超聲相控陣檢測，檢測完成后，銑切去除輔助板，并對變截面試片8 mm 厚度區(qū)域進行打磨圓滑處理。兩次定位焊、正式焊及去除焊接輔助板后的焊縫最終狀態(tài)如圖5所示。

為分析變截面搭接結(jié)構(gòu)攪拌摩擦焊縫的力學性能和組織機構(gòu)，對變截面試片15 mm 區(qū)域和8 mm 區(qū)域焊縫分別選取拉伸子樣進行拉伸試驗。為對比變截面搭接焊縫8 mm 區(qū)域與常規(guī)平板對接攪拌摩擦焊縫的力學性能差異，對2219鋁合金常規(guī)8 mm 平板攪拌摩擦焊縫也進行了拉伸試驗。

對加裝輔助板的焊縫部分進行剖切截取金相試樣，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 光學顯微鏡下進行典型區(qū)域金相組織分析［1-2］，并對焊縫截面不同區(qū)域進行硬度分析。

圖5 變截面搭接焊縫焊接過程狀態(tài)Fig.5 Welding process of variable section weld

2 結(jié)果分析討論

2.1 焊縫的力學性能

力學性能對比如表2 所示，15 mm 厚度試片本體焊縫平均抗拉強度為314.6 MPa，平均斷后伸長率為5.8%，平均抗拉強度達到母材性能的71.5%。8 mm厚度區(qū)域變截面搭接焊縫平均抗拉強度為313.75 MPa，平均斷后伸長率為6.125，平均抗拉強度達到母材性能的71.3%，8 mm 厚常規(guī)對接焊縫平均抗拉強度為318 MPa，達到母材性能的72.2%，平均斷后伸長率為6.0%。

經(jīng)過以上對比分析，8 mm 厚度區(qū)域變截面搭接焊縫與15 mm 厚試片本體焊縫和8 mm 厚常規(guī)對接焊縫的力學性能基本相同，未因焊接結(jié)構(gòu)狀態(tài)的改變而改變，變截面搭接結(jié)構(gòu)攪拌摩擦焊接方法可滿足產(chǎn)品的焊接要求。

表2 力學性能對比Tab.2 Comparison of mechanical properties

2.2 焊縫的超聲相控陣分析

圖6（a）為變截面搭接結(jié)構(gòu)處的攪拌摩擦焊縫超聲相控陣檢測信號，從信號中可以明顯地看到一條搭接界面，搭接界面存在于焊縫區(qū)（紅色虛線區(qū)域）外側(cè)，在焊縫區(qū)內(nèi)搭接界面消失，說明輔助板母材金屬與試片本體金屬已完全融合為一體，焊縫內(nèi)部無超標缺陷信號。圖6（b）為變截面搭接焊縫15 mm 厚度區(qū)域超聲相控陣檢測信號，因無輔助板影響，不存在搭接界面，信號顯示為一個整體，焊縫區(qū)內(nèi)（紅色虛線區(qū)域）無超標缺陷信號。

圖6 超聲相控陣信號Fig.6 Ultrasonic phased array signal

2.3 顯微組織分析

圖7為變截面搭接結(jié)構(gòu)攪拌摩擦焊縫金相形貌，焊縫右側(cè)為焊接前進側(cè)（AS），左側(cè)為焊接后退側(cè)（RS），焊縫從組織結(jié)構(gòu)上可以劃分為4 種不同的區(qū)域：焊核區(qū)、軸肩影響區(qū)（SAZ）、熱機影響區(qū)（TMAZ）和熱影響區(qū)（HAZ）［3］。整個焊縫截面形貌呈V 形，在焊縫宏觀金相形貌上，可以清晰地看到輔助板搭接界面。

圖7 變截面搭接結(jié)構(gòu)焊縫Fig.7 Variable cross-section structure weld

圖8 為焊縫截面顯微組織取樣位置，包括焊核上、下兩個區(qū)域，攪拌頭前進側(cè)熱機影響區(qū)和攪拌頭后退側(cè)熱機影響區(qū)。

圖9 為焊縫焊核處顯微組織形貌，放大比例100 μm，（a）圖為焊核上部靠近軸肩影響區(qū)的位置，（b）圖為焊核區(qū)下部靠近根部的位置，分別對應(yīng)圖6 中的1和2位置。晶粒形態(tài)為細小的等軸晶，焊核上部晶粒尺寸大于焊核下部晶粒，材料在攪拌摩擦焊接過程中，整個焊核區(qū)域均受到攪拌針的機械攪動作用，晶粒內(nèi)部存在形變儲存能，使晶粒處于不穩(wěn)定的高能狀態(tài)，由于攪拌頭軸肩的熱輸入較大，晶粒變形后的等溫保持作用強于焊縫下部靠近根部位置的晶粒，因此，以變形儲存能為驅(qū)動力，通過熱活化過程再結(jié)晶成核和長大而再生成新的晶粒組織的趨勢較強，從而使得靠近軸肩影響區(qū)部分的晶粒尺寸大于靠近焊縫根部的晶粒尺寸［4-5］。

圖8 顯微組織圖像拍攝位置示意圖Fig.8 Schematic diagram of microstructure taken position

圖9 焊核顯微組織形貌Fig.9 Microstructure of welding nuclei

圖10 為變截面搭接焊縫前進側(cè)熱機影響區(qū)，受攪拌針前進側(cè)攪動作用影響，晶粒彎曲變形劇烈。圖10（a）和圖10（b）分別為輔助板區(qū)域和8 mm 試片本體區(qū)域前進側(cè)熱機影響區(qū)，圖10（c）為搭接界面處前進側(cè)熱機影響區(qū)，分別對應(yīng)圖8 中的3、4、5 位置。在圖10（c）中，受熱循環(huán)作用下的回復(fù)反應(yīng)影響，熱機影響區(qū)處已無法看到輔助板搭接界面，界面組織結(jié)合充分，成形良好。

圖10 變截面搭接焊縫前進側(cè)熱機影響區(qū)Fig.10 Heat-affected zone of variable section weld forward side

圖11 為變截面搭接焊縫后退側(cè)熱機影響區(qū)，晶粒彎曲變形程度小于前進側(cè)熱機影響區(qū)。圖11（a）和圖11（b）分別為輔助板區(qū)域和8 mm 試片本體區(qū)域后退側(cè)熱機影響區(qū)，圖11（c）為搭接界面處后退側(cè)熱機影響區(qū)，分別對應(yīng)圖8 中的6、7、8 位置。在圖11（c）中，同樣受熱循環(huán)作用下的搭接界面后退側(cè)熱機影響區(qū)處已無法看到輔助板搭接界面，界面組織已充分結(jié)合。

圖11 變截面搭接焊縫后退側(cè)熱機影響區(qū)Fig.11 Heat-affected zone of variable cross-section weld backside

3 結(jié)論

（1）采用一次定位焊接+二次定位焊接+正式焊接的工藝方式，一次定位焊為預(yù)定位，二次定位焊使輔助板與試片主體結(jié)構(gòu)之間形成有效連接，正式焊保證形成完整的焊縫。變截面搭接結(jié)構(gòu)處焊縫成形良好，焊縫外觀質(zhì)量滿足航天行業(yè)標準要求。

（2）對變截面搭接焊縫進行了力學性能分析，變截面焊縫搭接區(qū)域與變截面焊縫非搭接區(qū)域和常規(guī)對接焊縫的力學性能一致，滿足設(shè)計要求，超聲相控陣檢測無超標缺陷。

（3）變截面搭接焊縫焊核處晶粒形態(tài)為細小的等軸晶，靠近軸肩影響區(qū)部分的晶粒尺寸大于靠近焊縫根部的晶粒尺寸，前進側(cè)及后退側(cè)熱機影響區(qū)處已無法看到輔助板搭接界面，界面組織結(jié)合充分。