趙衍華, 劉景鐸, 張麗娜, 孫忠紹, 王國慶

(首都航天機(jī)械公司,北京 100076）

2014鋁合金攪拌摩擦焊縫的拉鍛式摩擦塞補(bǔ)焊

趙衍華, 劉景鐸, 張麗娜, 孫忠紹, 王國慶

(首都航天機(jī)械公司,北京 100076）

采用拉鍛式摩擦塞補(bǔ)焊方法對 4mm厚的 2014鋁合金攪拌摩擦焊接頭缺陷進(jìn)行了補(bǔ)焊,焊后對塞補(bǔ)焊接頭的微觀組織和拉伸性能進(jìn)行了分析。研究結(jié)果表明,摩擦塞補(bǔ)焊接頭分為焊縫區(qū)、熱影響區(qū)和母材區(qū)三部分,焊縫由細(xì)小的等軸再結(jié)晶組織構(gòu)成。選擇合適的焊接參數(shù)和接頭結(jié)構(gòu),塞補(bǔ)焊接頭的抗拉強(qiáng)度可以達(dá)到 330MPa以上,達(dá)到或超過攪拌摩擦焊接頭強(qiáng)度。塞補(bǔ)焊接頭微觀硬度分析表明,塞補(bǔ)焊后接頭焊縫區(qū)硬度較高,但整體硬度變化不大。

摩擦塞補(bǔ)焊;2014鋁合金;接頭組織;力學(xué)性能;微觀硬度

2014 鋁合金具有高的比強(qiáng)度、比模量、斷裂韌度和耐腐蝕穩(wěn)定性,是航天工業(yè)中應(yīng)用最廣泛的有色金屬結(jié)構(gòu)材料之一。在 2014鋁合金加工和使用過程中需要廣泛應(yīng)用焊接技術(shù),而焊接缺陷不可避免。當(dāng)前絕大部分焊接缺陷都采用傳統(tǒng)的手工 TIG焊進(jìn)行修補(bǔ)。該方法操作簡便,但熱輸入量大,易引起焊縫局部區(qū)域晶粒長大,同時(shí)在補(bǔ)焊部位引起較大的殘余應(yīng)力和變形,嚴(yán)重影響接頭質(zhì)量。因此迫切需要一種新的補(bǔ)焊技術(shù)代替?zhèn)鹘y(tǒng)的手工 TIG修補(bǔ)焊。此外,隨著焊接技術(shù)的發(fā)展,航天產(chǎn)品廣泛采用了變形小、質(zhì)量高、缺陷少的攪拌摩擦焊接技術(shù),但任何焊接方法在一定情況下均會(huì)產(chǎn)生缺陷。若采用熔焊方法修補(bǔ)攪拌摩擦缺陷,則會(huì)嚴(yán)重降低接頭強(qiáng)度和質(zhì)量,因此也急需一種新的補(bǔ)焊技術(shù)實(shí)現(xiàn)攪拌摩擦焊接缺陷的修補(bǔ)焊。

摩擦塞補(bǔ)焊(Friction Plug Welding,簡稱 FPW）是英國焊接研究所于 1995年發(fā)明的一種新型固相補(bǔ)焊技術(shù),首先在洛克希德·馬丁公司得到了應(yīng)用。洛克希德·馬丁公司、馬歇爾飛行中心的工程師以及 TWI的專家對該項(xiàng)技術(shù)進(jìn)行了大量的試驗(yàn)研究,對該技術(shù)進(jìn)行了工藝優(yōu)化工作[1～6],于 2000年夏天正式將摩擦塞補(bǔ)焊技術(shù)應(yīng)用于航天外貯箱的焊縫修補(bǔ)。國內(nèi)航空 625所和首都航天機(jī)械公司也開展了相關(guān)工作[7～9]。實(shí)踐證明,摩擦塞補(bǔ)焊接頭質(zhì)量高、殘余應(yīng)力低、焊接變形小,接頭強(qiáng)度比傳統(tǒng)電弧焊補(bǔ)焊接頭提高 20%以上,在航空航天鋁合金補(bǔ)焊等領(lǐng)域具有廣闊的應(yīng)用前景。依據(jù)焊接壓力加載的方式不同,摩擦塞補(bǔ)焊分為頂鍛式和拉鍛式兩種,見圖 1和圖 2。其中頂鍛式摩擦塞補(bǔ)焊時(shí)焊機(jī)和背部支撐墊板位于被焊工件的兩側(cè),而拉鍛式摩擦塞補(bǔ)焊時(shí)焊機(jī)和背部支撐墊板位于被焊工件的一側(cè)。對于結(jié)構(gòu)簡單、背部有廣闊空間可以設(shè)置大型支撐結(jié)構(gòu)的零件來說,兩種加載方式差別不大,但對于結(jié)構(gòu)復(fù)雜、體積龐大、工件背部無法設(shè)置大型支撐結(jié)構(gòu)的零件,一般需要采用拉鍛式摩擦塞補(bǔ)焊。本研究采用拉鍛式摩擦塞補(bǔ)焊技術(shù)實(shí)現(xiàn)了 4mm厚度 2014鋁合金攪拌摩擦焊接缺陷的修補(bǔ),研究了塞補(bǔ)焊接頭的微觀組織和力學(xué)性能。

圖1 頂鍛式結(jié)構(gòu)Fig.1 Upsetting load FPW

圖2 拉鍛式結(jié)構(gòu)Fig.2 Pu lling load FPW

1 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)采用材料為 2014鋁合金,其主要化學(xué)成分和力學(xué)性能如表 1所示,試板尺寸為 200mm×100mm×4mm,首先進(jìn)行攪拌摩擦焊,然后對攪拌摩擦焊縫進(jìn)行摩擦塞補(bǔ)焊,焊接后對塞補(bǔ)焊接頭進(jìn)行拉伸試驗(yàn)和微觀組織分析。拉鍛式摩擦塞補(bǔ)焊焊接前用酒精擦拭試板,去除試板上的油污,然后采用合適的鉆頭在 FSW接頭缺陷部位加工塞孔,將缺陷去除。本試驗(yàn)中采用塞孔最小直徑為 20mm。將試板剛性固定在墊板上,然后將匹配的塞棒固定在設(shè)備夾持機(jī)構(gòu)中,塞棒與塞孔配合面一般為錐形面,如圖3所示。塞棒也為 2014鋁合金。焊接時(shí),塞棒以 R=4000rpm的旋轉(zhuǎn)速度沿塞孔軸向進(jìn)給,當(dāng)達(dá)到設(shè)定摩擦?xí)r間后急停制動(dòng),并施加一定的頂鍛壓力保壓,完成焊接后取下焊接試板。焊接后制取金相試樣,用混合酸(1m l HF+1.5ml HCl+2.5ml HNO3+95ml H2O）溶液對拋光后的試樣進(jìn)行腐蝕,然后在光學(xué)顯微鏡下對接頭組織進(jìn)行觀察分析,并進(jìn)行顯微硬度測量。在 Instron-1186電子萬能試驗(yàn)機(jī)上對接頭進(jìn)行拉伸測試。

圖3 塞孔與塞棒結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3 Fabric of tapered hole/tapered plug

表1 2014鋁合金的化學(xué)成分和拉伸性能Table 1 Chamical composition and tensile properties of 2014Al

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 接頭微觀組織

4 mm厚度的 LD10鋁合金母材先進(jìn)行攪拌摩擦焊后采用摩擦塞補(bǔ)焊技術(shù)進(jìn)行補(bǔ)焊,補(bǔ)焊位置為FSW焊縫中部。補(bǔ)焊后將塞補(bǔ)焊焊縫沿塞補(bǔ)焊中心和原 FSW焊縫中心均勻剖切四辬。金相組織分為兩種,一種是塞棒與 FSW焊縫形成的塞補(bǔ)焊焊縫,一種是塞棒與板材形成的塞補(bǔ)焊焊縫,如圖 4a所示。

塞棒組織呈現(xiàn)明顯的方向性,塞補(bǔ)焊焊縫附近板材組織比較均勻,塞補(bǔ)焊焊縫附近的攪拌摩擦焊縫組織仍保持明顯的洋蔥環(huán)結(jié)構(gòu)。塞棒與板材、塞棒與 FSW焊縫組織之間有比較明顯的分界,一方面表現(xiàn)在晶粒的方向性不同,另一方面晶粒大小有差異。對塞棒與 FSW接頭區(qū)域和塞棒與板材區(qū)域進(jìn)行分析,宏觀金相照片如圖 4b和圖 4c所示。從圖中可以看出摩擦塞補(bǔ)焊接頭可以分為三個(gè)區(qū),即焊縫區(qū)、熱影響區(qū)和母材區(qū)(塞棒、板材或 FSW焊縫）。在塞棒與板材(或 FSW焊縫）之間存在一層明顯的焊縫區(qū)組織,該部分組織為細(xì)小的等軸晶。焊縫區(qū)寬度沿焊縫厚度方向發(fā)生變化,但整體寬度均非常窄,由塞棒與塞孔錐形配合面附近材料組成。焊縫區(qū)與母材之間為熱影響區(qū),該區(qū)域組織在焊接過程中僅經(jīng)歷熱循環(huán)作用,由于摩擦塞補(bǔ)焊焊接時(shí)間非常短,熱輸入量較小,焊縫區(qū)和熱影響區(qū)寬度均非常窄。

圖5所示為塞棒與板材區(qū)的金相組織,可以看出接頭焊縫區(qū)非常窄,并且焊縫區(qū)兩側(cè)板材和塞棒差異較大,呈現(xiàn)明顯的方向性,見圖 5a。其中塞棒呈垂直方向拉伸狀態(tài)(見圖 5b）,板材呈水平方向拉伸狀態(tài)(見圖 5c）。焊縫區(qū)組織由細(xì)小的等軸晶組成,如圖 5d所示。

摩擦塞補(bǔ)焊焊接過程中,塞棒與塞孔之間的摩擦產(chǎn)熱使配合面周圍材料達(dá)到塑性狀態(tài),而且沿塞棒旋轉(zhuǎn)方向有一個(gè)相對運(yùn)動(dòng)。塑性材料在塞棒作用下發(fā)生塑性運(yùn)動(dòng),但其運(yùn)動(dòng)的速度和方向是隨時(shí)間和位置的變化而不斷變化的,塑性材料之間存在速度梯度,因此配合面附近的塑性材料不是靜態(tài)地達(dá)到塑性變形,而是一個(gè)動(dòng)態(tài)隨機(jī)變化的過程。塑性材料在焊接熱循環(huán)的作用下發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶,生成許多的晶核。由于焊縫區(qū)組織在焊接時(shí)還需要承受沿塞孔軸向的壓力,摩擦停止后承受頂鍛壓力,焊縫區(qū)發(fā)生再結(jié)晶的晶粒來不及長大,焊接后形成等軸、細(xì)小的晶粒。摩擦塞補(bǔ)焊焊接時(shí)間短、焊接熱輸入量小,焊縫區(qū)寬度非常窄,可以有效降低焊接熱輸入過大對接頭性能的影響,并且摩擦塞補(bǔ)焊焊縫組織細(xì)密,與塞棒和試板母材基本可以實(shí)現(xiàn)平滑過渡,有效的保證接頭的連接性能。從整體來看,摩擦塞補(bǔ)焊接頭較窄,而且未發(fā)現(xiàn)明顯的組織粗化現(xiàn)象。

圖6所示為塞棒與 FSW焊縫區(qū)金相組織。從圖中可以看出塞棒與 FSW焊縫組織之間在低倍下有明顯的分界,此區(qū)域?yàn)槿a(bǔ)焊焊縫區(qū),由非常細(xì)小的等軸晶粒組成。塞補(bǔ)焊焊縫與攪拌摩擦焊縫以及塞棒之間實(shí)現(xiàn)了晶粒大小的平滑過渡,塞補(bǔ)焊接頭非常窄,沒有明顯的晶粒粗大現(xiàn)象。塞棒呈現(xiàn)明顯的垂直方向上的拉伸特征,FSW焊縫呈現(xiàn)明顯的洋蔥環(huán)結(jié)構(gòu)。焊縫區(qū)組織晶粒與 FSW焊縫焊核區(qū)組織晶粒大小基本一致。這兩種組織均由在焊接壓力作用下經(jīng)歷了焊接熱循環(huán)的回復(fù)再結(jié)晶等軸晶粒組 成。

圖6 塞棒與FSW摩擦塞補(bǔ)焊焊縫區(qū)金相組織 (a）塞棒與FSW焊縫中心線;(b）塞棒與FSW焊縫中心線;(c）塞棒與FSW焊縫塞補(bǔ)焊接頭焊縫區(qū);(d）FSW焊縫組織Fig.6 FSW friction plug welding joint Microstructures of tapered p lug and FSW (a）friction p lug welding of tapered plug and FSW;(b）tapered plug and FSW;(c）more clearm icrostructure between tapered plug and FSW;(d）FSW

2.2 摩擦塞補(bǔ)焊接頭顯微硬度分析

摩擦塞補(bǔ)焊屬于固相焊,焊接時(shí)熱輸入量少,并且在摩擦壓力作用下形成的焊縫窄,熱影響區(qū)也比熔焊小得多。當(dāng) 2014鋁合金先進(jìn)行 FSW焊,然后進(jìn)行摩擦塞補(bǔ)焊時(shí),不同的剖切部位顯示不同的組織形貌,最典型的主要有兩種,一種是塞棒與板材,一種是塞棒與 FSW焊縫。在塞補(bǔ)焊接頭附近進(jìn)行了顯微硬度測量,測量點(diǎn)如下圖中黑點(diǎn)所示(未顯示所有測量點(diǎn)）,其中在焊縫區(qū)和熱影響區(qū)附近取點(diǎn)較密集,遠(yuǎn)離焊縫區(qū)的位置取點(diǎn)間距較大。圖 7所示為顯微硬度測量點(diǎn)照片,圖 8所示為接頭顯微硬度分布圖。

圖7 顯微硬度測量點(diǎn)照片 (a）塞棒與FSW摩擦塞補(bǔ)焊接頭;(b）塞棒與板材摩擦塞補(bǔ)焊接頭Fig.7 Micro-hardnessmeasured position (a）tapered plug and FSW;(b）tapered plug and basemetal

從圖 8中可以看出塞棒與 FSW焊縫摩擦塞補(bǔ)焊接頭、塞棒與板材摩擦塞補(bǔ)焊接頭硬度值變化均呈現(xiàn)一定的規(guī)律性。塞補(bǔ)焊接頭焊縫區(qū)的細(xì)小晶粒區(qū)域硬度值較高,從該區(qū)域向塞棒和板材逐漸降低。攪拌摩擦焊核區(qū)硬度值和塞補(bǔ)焊焊縫區(qū)硬度值大體相當(dāng)。從硬度分布來看,塞棒的硬度值比 FSW焊縫硬度值低,但比板材的顯微硬度值略高。這主要是由于塞補(bǔ)焊焊縫和攪拌摩擦焊縫組織均是細(xì)小的等軸晶,晶粒尺寸比塞棒晶粒、板材晶粒都小的多,根據(jù) Hall-Petch公式顯微硬度與晶粒尺寸存在下列關(guān)系[10]:

式中 HV0和 a——為常數(shù),d為晶粒直徑

因此一般來說,晶粒越小其顯微硬度越大。另外在硬度分布圖上,沒有發(fā)現(xiàn)塞補(bǔ)焊接頭熱影響區(qū)硬度明顯降低現(xiàn)象,這主要是由于摩擦塞補(bǔ)焊焊接時(shí)間短、熱輸入量小,接頭寬度非常窄,焊接熱影響區(qū)更小,因此在顯微硬度分布圖上很難看出熱影響區(qū)的硬度變化。

圖8 顯微硬度分布圖 (a）塞棒與FSW摩擦塞補(bǔ)焊接頭顯微硬度;(b）塞棒與板材摩擦塞補(bǔ)焊接頭顯微硬度Fig.8 Micro-hardness distribution of FSW friction plug welding joint (a）tapered plug and FSW;(b）tapered plug and basemetal

2.3 接頭力學(xué)性能

采用 4mm厚度 2014鋁合金板材首先進(jìn)行 FSW焊,然后 FSW焊縫進(jìn)行摩擦塞補(bǔ)焊,焊接后沿 FSW焊縫方向截取拉伸試樣,對摩擦塞補(bǔ)焊焊縫進(jìn)行抗拉力學(xué)性能測試,試驗(yàn)結(jié)果如表 2所示。從表 2中可以看出,采用摩擦塞補(bǔ)焊技術(shù)修補(bǔ) FSW缺陷效果顯著,接頭強(qiáng)度可以達(dá)到或者超過原來 FSW焊接接頭(采用 FSW焊接 2014鋁合金,其接頭抗拉強(qiáng)度約為 340MPa左右）,采用摩擦塞補(bǔ)焊進(jìn)行 2014鋁合金 FSW缺陷的修補(bǔ)是可行的。

表2 摩擦塞補(bǔ)焊接頭力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of FPW joints

圖9為 FSW接頭拉鍛式摩擦塞補(bǔ)焊后進(jìn)行拉伸試驗(yàn)的試樣,可以看出,與母材的摩擦塞補(bǔ)焊不同,FSW焊縫摩擦塞補(bǔ)焊時(shí),當(dāng)選用合適的焊接工藝參數(shù),接頭性能良好,斷裂位置為塞補(bǔ)焊焊縫附近的薄弱區(qū),其斷裂沿“直線”斷裂,而不是母材塞補(bǔ)焊時(shí)斷裂為沿“圓弧”斷裂(見圖 10）。這說明塞補(bǔ)焊接頭強(qiáng)度基本可以達(dá)到 FSW接頭強(qiáng)度。由于塞補(bǔ)焊屬于固相焊接,焊接熱輸入小,對接頭性能影響小,并且在焊接過程中又受到摩擦壓力和頂鍛壓力的作用,焊縫組織細(xì)密,因此接頭性能與 FSW接頭性能基本一致。

3 結(jié) 論

(1）采用拉鍛式摩擦塞補(bǔ)焊方法實(shí)現(xiàn)了 4mm厚度 2014鋁合金攪拌摩擦焊接頭的補(bǔ)焊。補(bǔ)焊接頭由焊縫區(qū)、熱影響區(qū)和母材三部分構(gòu)成,焊縫區(qū)發(fā)生了動(dòng)態(tài)再結(jié)晶,形成了細(xì)小的等軸晶組織。

(2）選用優(yōu)化的焊接工藝參數(shù),摩擦塞補(bǔ)焊接頭抗拉強(qiáng)度可以達(dá)到 330MPa以上,基本可以達(dá)到攪拌摩擦焊接頭性能。

(3）塞補(bǔ)焊接頭焊縫區(qū)顯微硬度較高,且整體硬度分布變化不大。

[1]RIKI TAKESH ITA,TERRY L,KENNER.Friction plug welding[P].United States Patent,Patent No:US 6213379 B1,Ap r.10,2001.

[2]RICHARD F.Bringing aerospace welding specifications up to standard[J].Welding and Metal Fabrication,2000,68(7）:12-14.

[3]FRED D,WILLIAM L,WAYNE T,et al.Advanced joining p rocesses for repair in nuclear power plants[C]//Paper presented at 2005 International Forum on Welding Technologies in Energy Engineering,September 21-23 Shanghai,China.

[4]STEPHAN K,DAVEN.Friction and forge welding processes for the automotive industry[C]//Presented at International Body Engineering Conference,Detroit,USA,28-30 September 1999(Paper No.99-IBECC-13）.

[5]THOMASW M,DOLBY R E.Friction stir welding developments[C]//Paperpresented at 6th International Conference on Trends in Welding Research,15-19Ap ril 2002,Callaway Gardens Resort,Pine Mountain,Georgia,USA.

[6]HOWSE D,LUCASW,THOMASW.Thomas.Novel joining techniques for repair in the power generation industry[C]//Paper presented at EPRI Welding and Repair Technology for Power Plants Conference,PointClear,Alabama,USA,26-28 June 2002.

[7]欒國紅,季亞娟,董春林,等.LY12鋁合金摩擦塞焊接頭組織分析[J].焊接學(xué)報(bào),2006,27(10）:1-3.

[8]劉雪梅,張彥華,鄒增大,等.先進(jìn)摩擦焊接技術(shù)的開發(fā)與應(yīng)用[J].熱加工工藝,2006,35(7）:49-52.

[9]范平章.摩擦塞焊研發(fā)與關(guān)鍵問題[J].航天制造技術(shù),2007(1）:34-37.

[10]SATO Y S,URATA M,KOKAWA H,et al.Hall-Petch Relationship in Friction StirWelds of Equal Channel Angular-pressed Aluminium Alloys.Materials Science and Engineering(A）,2003,354:298-305.

Study on Friction Plug Welding of 2014 Aluminum Alloy FSW Joint

ZHAO Yan-hua,LIU Jing-duo,ZHANG Li-na,SUN Zhong-shao,WANGGuo-qing
(Capital Aerospace Machinery Company,Beijing 100076,China）

Friction plug welding of 2014 Alalloy FSW joints in 4mm thickness have been successfully completed.Themetallurgy experiment demonstrates that the FPW jointmicrostructures could be divided into three different regions:welding line zone,HAZ and basemetal zone.The dynam ic recrystallization occurs in the welding line zone,which consist of refined,equiaxed grains.Mechanical propertymeasurements demonstrate that the peak tensile strength of the joint can reach more than 330MPa,reach or exceed the joint strength of the FSW welding joint when the suited parameters were used.The microhardness analysis shows that the hardness of the welding line zone is higher than the other zones,but the changes of the FPW jointmicrohardness is not very acutely.

friction plug welding;2014 Al alloy;jointm icrostructures;mechanical property;m icro-hardness

10.3969/j.issn.1005-5053.2010.1.008

TG453

A

1005-5053(2010）01-0041-06

2009-03-10;

2009-05-10

趙衍華(1977—）,男,博士,高級工程師,主要從事攪拌摩擦焊、摩擦塞補(bǔ)焊等固相焊研究,(E-mail）zaneyanhua@sohu.com。