邵 震，崔 雷*，王東坡，陳永亮，胡正根，王非凡

(1 天津大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，天津 300350；2 天津大學(xué)天津市現(xiàn)代連接技術(shù)重點實驗室，天津300350；3 天津大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，天津300350；4 中國運載火箭技術(shù)研究院，北京100076)

拉拔式摩擦塞補(bǔ)焊(friction pull plug weld, FPPW)是英國焊接研究所在1995年發(fā)明的一種新型固相連接技術(shù)，目前主要用于火箭貯箱攪拌摩擦焊匙孔及焊接缺陷的補(bǔ)焊[1-2]。FPPW原理為：塞棒在主軸帶動下，高速旋轉(zhuǎn)的同時進(jìn)行軸向進(jìn)給，并且在這一過程中塞棒受到一定軸向拉力。塞棒與塞孔在接觸之后，由于摩擦產(chǎn)生大量焊接熱輸入，待焊工件(塞孔)轉(zhuǎn)變?yōu)闊崴苄誀顟B(tài)，等到材料流動充分后塞棒停止轉(zhuǎn)動，之后立即施加頂鍛力，使塞棒和工件完成冶金連接[3-5]。相比于一般熔焊修補(bǔ)方法，摩擦塞補(bǔ)焊具有焊接變形小、殘余應(yīng)力低、接頭質(zhì)量高等優(yōu)點，并且其原理簡單、生產(chǎn)效率高、可靠性強(qiáng)、可大幅提升貯箱承載能力[6]。當(dāng)接頭幾何參數(shù)設(shè)計不合理時，易出現(xiàn)塞棒拉斷、拉穿等問題，從而導(dǎo)致焊接失敗。杜波等[7]發(fā)現(xiàn)，由于塞棒結(jié)構(gòu)不合理導(dǎo)致的接頭未焊合缺陷是FPPW工藝的典型焊接缺陷。Coletta等[8]對塞棒及塞孔的幾何形狀匹配進(jìn)行研究，當(dāng)塞孔制作成20°～120°錐孔結(jié)構(gòu)、塞棒制作成15°～60°錐角的圓錐結(jié)構(gòu)時，在適當(dāng)?shù)暮附庸に噮?shù)下可以得到無缺陷焊縫。Takeshita等[9]對塞棒幾何形狀及FPPW接頭強(qiáng)度進(jìn)行研究，塞棒材料使用2195-T8棒材，并加工成錐角為60°的圓錐結(jié)構(gòu)，當(dāng)焊接工藝參數(shù)采用5000 r·min-1主軸轉(zhuǎn)速、50 kN焊接拉力以及5 s拉鍛時間時，F(xiàn)PPW接頭抗拉強(qiáng)度可達(dá)358.28 MPa。盧鵬等[10-11]對6 mm厚2219鋁合金進(jìn)行拉拔式摩擦塞補(bǔ)焊實驗。結(jié)合接頭宏觀成形以及抗拉強(qiáng)度，發(fā)現(xiàn)采用圓弧形塞棒、階梯孔形背部成形環(huán)可以有效改善材料流動狀態(tài)，消除未焊合缺陷。Gao等[12]采用圓弧形塞棒對5.5 mm厚5A06鋁合金進(jìn)行補(bǔ)焊，優(yōu)化焊接工藝參數(shù)后接頭最高抗拉強(qiáng)度可達(dá)314 MPa。研究表明，隨著板厚增加，母材變形抗力增大，焊接過程產(chǎn)熱增加，導(dǎo)致塞棒易發(fā)生頸縮變形，焊接難度增加。本工作以8 mm厚2219-T87鋁合金為實驗材料，采用不同幾何形狀的塞孔和成形環(huán)，在相同焊接工藝參數(shù)下進(jìn)行焊接實驗，探究接頭幾何形狀對FPPW接頭焊縫宏觀成形、界面結(jié)合質(zhì)量以及力學(xué)性能的影響，以此為FPPW工藝應(yīng)用于火箭貯箱制造提供一定理論依據(jù)與技術(shù)支撐。

1 實驗材料與方法

采用2219-T87鋁合金和2219-T6鋁合金作為母材和塞棒材料。2219鋁合金的化學(xué)成分如表1所示，實測2219-T87板材抗拉強(qiáng)度為434.7 MPa。FPPW焊接工藝參數(shù)如表2所示。實驗在天津大學(xué)自主研發(fā)的拉拔式摩擦塞補(bǔ)焊設(shè)備上進(jìn)行，設(shè)備原理示意圖及接頭裝配如圖1所示。本工作設(shè)計兩種塞孔(φ30 mm直孔(1#)，φ32 mm錐直孔(2#))和兩種背部成形環(huán)(錐面成形環(huán)(1#)，階梯孔成形環(huán)(2#))，其幾何結(jié)構(gòu)示意圖如圖2所示，塞孔與成形環(huán)的匹配關(guān)系見表3。

表1 2219鋁合金化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)Table 1 Chemical compositions of 2219 aluminum alloy(mass fraction/%)

表2 FPPW焊接工藝參數(shù)Table 2 Welding process parameters of FPPW

圖1 FPPW原理示意圖(a)及接頭裝配(b)Fig.1 Schematic diagram(a) of FPPW and assembly of joints(b)

圖2 FPPW接頭幾何結(jié)構(gòu)示意圖(a)塞棒；(b)1#塞孔；(c)2#塞孔；(d)1#成形環(huán)；(e)2#成形環(huán)Fig.2 Geometry parameters of FPPW joints(a)plug;(b)1# hole;(c)2# hole;(d)1#forming ring;(e)2#forming ring

將接頭沿垂直于攪拌摩擦焊焊縫方向截取金相試樣，經(jīng)磨光、拋光后用Keller試劑(2 mL HF, 3 mL HCl, 5 mL HNO3, 190 mL H2O)蝕刻10 s，利用Smartzoom5型超景深顯微鏡以及OLYMPUS GX51型光學(xué)金相顯微鏡對焊縫宏觀成形和界面狀態(tài)進(jìn)行觀察；使用JSM-7800F超高分辨熱場發(fā)射掃描電鏡對接頭不同區(qū)域微觀組織進(jìn)行觀察；使用432SVD維氏硬度計進(jìn)行截面顯微硬度測試，加載載荷為9.8 N，保載時間為10 s，測量點間距為0.5 mm；拉伸實驗在MTS-E45電液伺服萬能試驗機(jī)上進(jìn)行，參考標(biāo)準(zhǔn)為GB/T 228-2010，加載速度為3 mm·min-1。拉伸試樣尺寸示意圖如圖3所示，標(biāo)距設(shè)定為80 mm。拉伸實驗后采用JSM-7800F超高分辨熱場發(fā)射掃描電鏡觀察斷口形貌。

表3 塞孔與成形環(huán)匹配關(guān)系Table 3 Matching relations between hole and forming ring

圖3 拉伸試樣尺寸示意圖Fig.3 Dimension diagram of tensile specimen

圖4 不同溫度下流變應(yīng)力與應(yīng)變的關(guān)系 (a)260 ℃；(b)371 ℃；(c)482 ℃Fig.4 Relationship of flow stress and strain at different temperatures (a)260 ℃;(b)371 ℃;(c)482 ℃

表4 相關(guān)材料熱物理參數(shù)Table 4 Thermophysical parameters of related materials

2 結(jié)果與分析

2.1 FPPW接頭幾何形狀對焊縫成形的影響

圖5為FPPW接頭截面宏觀形貌?？芍?，在塞棒的旋轉(zhuǎn)擠壓作用下4個接頭中母材上下表面均形成均勻的飛邊。由圖5(a)，(b)可知，當(dāng)使用1#塞孔時，接頭Ⅰ，Ⅱ塞棒下部產(chǎn)生明顯的頸縮現(xiàn)象，因此接頭靠近下表面位置均產(chǎn)生未焊合缺陷。接頭Ⅲ，Ⅳ成形較為良好，宏觀形貌上未發(fā)現(xiàn)明顯焊接缺陷。在拉拔式摩擦塞補(bǔ)焊的過程中，塞棒變形量較小，接頭上下部分產(chǎn)生的飛邊絕大部分來自母材。分析認(rèn)為，2#塞孔具有錐直孔結(jié)構(gòu)，塞孔下部材料首先與塞棒接觸摩擦，而塞孔上部參與焊接過程的材料較少，導(dǎo)致塞孔下部塑性材料的流動能力更強(qiáng)，因此塑性材料可以更好填充接頭下部，形成焊縫。而1#塞孔由于孔徑較小且為直孔結(jié)構(gòu)，發(fā)生塑性變形的材料較多，導(dǎo)致母材變形抗力增大，塞棒在進(jìn)給時由于受到較大的阻力而發(fā)生頸縮，無法充分填充焊縫，從而在接頭靠近下表面位置產(chǎn)生明顯的未焊合缺陷。

圖5 接頭截面宏觀形貌(a)接頭Ⅰ；(b)接頭Ⅱ；(c)接頭Ⅲ；(d)接頭ⅣFig.5 Macro morphologies of cross section in different joints(a)joint Ⅰ;(b)joint Ⅱ;(c)joint Ⅲ;(d)joint Ⅳ

圖6為使用不同成形環(huán)的接頭Ⅲ，Ⅳ焊接結(jié)束后應(yīng)力場分布模擬結(jié)果。成形環(huán)主要有兩個作用：一是通過成形環(huán)幾何形狀來控制接頭下部成形；二是通過成形環(huán)的剛性支撐作用來調(diào)控界面的受力情況。由圖6(a)可知，使用錐面成形環(huán)(1#成形環(huán))的接頭Ⅲ界面等效應(yīng)力分布極不均勻，接頭上部應(yīng)力較大，約為46 MPa，而下部應(yīng)力較低，約為25 MPa，說明在使用錐面成形環(huán)情況下，軸向拉力無法均勻作用在界面整體，而是集中在接頭上部，導(dǎo)致上部材料連接質(zhì)量較好，而下部無法形成有效的冶金結(jié)合。使用階梯孔成形環(huán)(2#成形環(huán))的接頭Ⅳ界面整體應(yīng)力分布較為均勻，應(yīng)力大小約為40 MPa，說明階梯孔成形環(huán)可以有效改善接頭界面受力情況，使界面處于均勻受力狀態(tài)，進(jìn)而得到組織均勻、整體連接情況較好的接頭。

圖6 接頭Ⅲ(a)和接頭Ⅳ(b)的應(yīng)力場分布Fig.6 Stress field distribution of joint Ⅲ(a) and joint Ⅳ(b)

2.2 FPPW接頭微觀組織與力學(xué)性能分析

2.2.1 FPPW接頭微觀組織

圖7為FPPW接頭結(jié)合界面形貌。從圖7(a)，(b)可觀察到，接頭Ⅰ，Ⅱ界面存在明顯未焊合缺陷，塞棒與母材未達(dá)到有效的冶金結(jié)合。由圖7(c)可知，接頭Ⅲ界面結(jié)合情況較接頭Ⅰ，Ⅱ有所改善，未發(fā)現(xiàn)未焊合缺陷，且界面兩側(cè)可觀察到細(xì)小的再結(jié)晶組織，但由于界面應(yīng)力分布不均勻，原有塞棒與母材界面未完全消失，界面上存在一定的弱結(jié)合缺陷[13]。接頭Ⅳ界面結(jié)合情況良好(圖7(d))，原有界面已完全消失，未發(fā)現(xiàn)未焊合或弱結(jié)合等焊接缺陷。

圖7 接頭界面結(jié)合形貌 (a)接頭Ⅰ；(b)接頭Ⅱ；(c)接頭Ⅲ；(d)接頭ⅣFig.7 Interface bonding morphologies of joints (a)joint Ⅰ;(b)joint Ⅱ;(c)joint Ⅲ;(d)joint Ⅳ

因此，塞孔及成形環(huán)幾何形狀對接頭界面結(jié)合質(zhì)量有重要影響。當(dāng)塞孔采用孔徑較小的直孔結(jié)構(gòu)時，由于焊接過程中產(chǎn)生的塑性材料較多，塞棒進(jìn)給時所受阻力較大，塞棒易發(fā)生頸縮變形，導(dǎo)致接頭下部產(chǎn)生未焊合缺陷。而使用階梯孔成形環(huán)可有效改善界面受力情況，使軸向拉力均勻分布在界面之上，從而消除弱結(jié)合缺陷，得到結(jié)合質(zhì)量良好的焊接接頭。

圖8為接頭Ⅳ不同區(qū)域微觀組織。根據(jù)接頭不同區(qū)域的微觀組織特征，可將接頭分為6部分：母材(base material, BM)、熱影響區(qū)(heat affected zone, HAZ)、熱機(jī)械影響區(qū)(thermal-mechanical affected zone, TMAZ)、再結(jié)晶區(qū)(recrystallization zone, RZ)、結(jié)合界面(bonding interface，BI)和塞棒(plug material,PM)。由圖8(b)可知，母材沿軋制方向彌散分布著大量球狀第二相，其主要成分為Al-Cu元素[14]。在HAZ中(圖8(c))，由于經(jīng)歷焊接熱循環(huán)，第二相發(fā)生粗化，尺寸明顯增大。此外晶粒尺寸相比于母材也發(fā)生了一定長大。由圖7(d)可觀察到，由于TMAZ中的組織同時受到焊接熱循環(huán)和塞棒旋轉(zhuǎn)擠壓作用，TMAZ中的晶粒發(fā)生了明顯的塑性變形，并且TMAZ區(qū)域整體呈現(xiàn)出明顯的流動方向，且第二相也呈現(xiàn)出沿基體流動方向分布的特征。在毗鄰結(jié)合界面靠近母材的區(qū)域可以觀察到等軸晶組織，這是由于母材發(fā)生了動態(tài)再結(jié)晶而產(chǎn)生的(圖8(e))。在結(jié)合界面上有大量的第二相粒子(圖8(f))，說明母材中第二相粒子會隨著塑性材料一起流動，在遇到塞棒后停止，并且停留在結(jié)合界面上。PM組織未發(fā)生明顯變化，說明塞棒在焊接過程中幾乎不發(fā)生塑性變形或再結(jié)晶現(xiàn)象(圖8(g))。

圖8 接頭Ⅳ不同區(qū)域的SEM圖(a)SEM圖；(b)BM；(c)HAZ；(d)TMAZ；(e)RZ；(f)BI；(g)PMFig.8 SEM images of different zones in joint Ⅳ(a)SEM image;(b)BM;(c)HAZ;(d)TMAZ;(e)RZ;(f)BI;(g)PM

2.2.2 FPPW接頭力學(xué)性能

圖9為接頭Ⅳ截面硬度分布圖。可知，BM的硬度值最高，約為130HV；HAZ發(fā)生軟化，硬度下降至115HV；TMAZ硬度進(jìn)一步下降，為整個截面的最低值，約為90HV；RZ的硬度發(fā)生了一定程度回升，達(dá)到105HV；PM由于受到焊接過程影響較小，硬度基本保持不變，約為95HV。由于焊接熱循環(huán)和塞棒旋轉(zhuǎn)擠壓作用，HAZ, TMAZ和RZ均產(chǎn)生軟化現(xiàn)象，這與2219鋁合金中θ″相和θ′相回溶以及向θ相的轉(zhuǎn)變有關(guān)。θ″相與基體保持共格關(guān)系；θ′相化學(xué)成分與平衡相θ相相似，但與基體為半共格關(guān)系[15]；當(dāng)θ″相和θ′相大量存在時，會阻礙位錯運動，提升材料的力學(xué)性能[16]。同時，鋁合金中原有的加工硬化效果也隨著焊接過程減弱。而RZ由于晶粒細(xì)小，產(chǎn)生細(xì)晶強(qiáng)化效果。因此接頭硬度最低值出現(xiàn)在TMAZ區(qū)域。

圖9 接頭Ⅳ截面硬度分布Fig.9 Hardness distribution of cross section in joint Ⅳ

圖10為母材與不同接頭的抗拉強(qiáng)度和伸長率?？芍?，由于接頭Ⅰ，Ⅱ存在未焊合缺陷，接頭抗拉強(qiáng)度大幅下降，僅為235.6 MPa和230.6 MPa，接頭系數(shù)>分別為0.542和0.530，同時接頭伸長率也較低，分別為4.16%和4.75%。接頭Ⅲ無未焊合缺陷，抗拉強(qiáng)度較接頭Ⅰ，Ⅱ有所提升，達(dá)到283.4 MPa，接頭系數(shù)為0.652。接頭Ⅳ由于界面結(jié)合質(zhì)量良好，無未焊合和弱結(jié)合缺陷，因此抗拉強(qiáng)度及伸長率最高，分別為360.1 MPa和6.45%，接頭系數(shù)達(dá)到0.828。拉伸實驗說明，接頭幾何形狀會通過影響界面結(jié)合質(zhì)量從而影響接頭拉伸性能。當(dāng)接頭幾何形狀設(shè)計不合理而導(dǎo)致接頭存在未焊合缺陷時，接頭抗拉強(qiáng)度及伸長率極低；當(dāng)接頭由于焊接過程中應(yīng)力分布不均勻而導(dǎo)致界面存在弱結(jié)合缺陷時，接頭抗拉強(qiáng)度及伸長率仍不能達(dá)到較高水平；當(dāng)接頭成形良好，界面整體達(dá)到冶金結(jié)合時，接頭抗拉強(qiáng)度及伸長率大幅提升。

圖10 母材與不同接頭的抗拉強(qiáng)度及伸長率Fig.10 Tensile strength and elongation of BM and different joints

圖11為不同接頭的斷口形貌?？芍?，接頭Ⅰ，Ⅱ由于存在未焊合缺陷，斷口平整光滑，無法觀察到韌窩存在，說明接頭Ⅰ，Ⅱ在斷裂前塑性變形量極少，為脆性斷裂特征。接頭Ⅲ由于存在弱結(jié)合缺陷，斷口上僅有部分區(qū)域存在韌窩，說明接頭Ⅲ為韌-脆混合型斷裂方式。圖11(d)中可以觀察到大量韌窩，且韌窩尺寸較大，少量韌窩內(nèi)部可觀察到破碎的第二相粒子，說明接頭Ⅳ在拉伸過程中裂紋首先起源于第二相粒子，并且接頭在斷裂前發(fā)生了大量塑性變形，為韌性斷裂特征。

圖11 FPPW接頭拉伸斷口形貌 (a)接頭Ⅰ；(b)接頭Ⅱ；(c)接頭Ⅲ；(d)接頭ⅣFig.11 Tensile fracture morphologies of FPPW joints (a)joint Ⅰ;(b)joint Ⅱ;(c)joint Ⅲ;(d)joint Ⅳ

3 結(jié)論

(1)當(dāng)采用錐直孔塞孔(2#塞孔)和階梯孔成形環(huán)(2#成形環(huán))時，使用7000 r·min-1主軸轉(zhuǎn)速、35 kN焊接拉力以及16 mm軸向進(jìn)給量可以獲得無缺陷焊接接頭。

(2)接頭熱影響區(qū)晶粒及第二相粒子較母材發(fā)生粗化；熱機(jī)械影響區(qū)晶粒發(fā)生明顯塑性變形；結(jié)合界面靠近母材一側(cè)組織發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶，形成等軸晶組織。

(3)當(dāng)接頭存在未焊合或弱結(jié)合缺陷時，接頭抗拉強(qiáng)度及伸長率較母材顯著降低；無焊接缺陷接頭抗拉強(qiáng)度達(dá)到360.1 MPa，接頭系數(shù)為0.828，伸長率為6.45%，斷裂方式為韌性斷裂。