孫 倩，周 宏，吳在侯

（1. 集美大學(xué) 輪機(jī)工程學(xué)院，福建廈門 361021；2. 江蘇科技大學(xué) 船舶與海洋工程學(xué)院，江蘇鎮(zhèn)江 212003）

2219鋁合金全焊透攪拌摩擦焊接試驗(yàn)

孫 倩1，周 宏2，吳在侯2

（1. 集美大學(xué) 輪機(jī)工程學(xué)院，福建廈門 361021；2. 江蘇科技大學(xué) 船舶與海洋工程學(xué)院，江蘇鎮(zhèn)江 212003）

以 2219鋁合金為研究對象進(jìn)行全焊透攪拌摩擦焊試驗(yàn)，通過射線探傷和根部著色的方法驗(yàn)證三類全焊透工藝的有效性，并對攪拌摩擦焊試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行力學(xué)性能試驗(yàn)和金相試驗(yàn)，對比三類全焊透攪拌摩擦焊焊縫力學(xué)性能的差異。通過試驗(yàn)可知背部墊板型攪拌摩擦焊接是最適合實(shí)際生產(chǎn)的全焊透焊接工藝。

鋁合金；全焊透；攪拌摩擦焊接

0 引言

鋁合金在船舶工業(yè)得到廣泛應(yīng)用，但一般熔化焊接方法很難避免鋁合金焊接氣孔、夾渣等缺陷的產(chǎn)生，難以滿足船舶設(shè)計(jì)和制造要求[1]。攪拌摩擦焊是起源于20世紀(jì)90年代的一種固相連接技術(shù)，在船舶制造中主要應(yīng)用于鋁質(zhì)平直結(jié)構(gòu)件，特別是大壁板鋁合金結(jié)構(gòu)件的制造[2-3]。本文選用2219鋁合金進(jìn)行攪拌摩擦焊接試驗(yàn)，并對試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行詳細(xì)分析。

1 試驗(yàn)材料和試驗(yàn)設(shè)備

全焊透攪拌摩擦焊接試驗(yàn)焊接試樣采用鋁合金2219-T62，2219鋁合金在?250℃～250℃的溫度范圍內(nèi)具有良好的焊接性、抗應(yīng)力腐蝕性以及優(yōu)良的力學(xué)性能和斷裂韌度[4]。表1為2219鋁合金成分表。

全焊透攪拌摩擦焊接試驗(yàn)中攪拌工具選用內(nèi)凹式軸肩，攪拌針為圓錐帶螺紋結(jié)構(gòu)。軸肩直徑為22 mm，攪拌針根部直徑6.4 mm。2＃攪拌針長度采用5.8 mm，墊板厚度0.5 mm，其他攪拌針長度5.4 mm。攪拌摩擦焊接試驗(yàn)選用CFST二維攪拌摩擦焊接設(shè)備。試驗(yàn)采用統(tǒng)一的工藝參數(shù)：攪拌工具旋轉(zhuǎn)速度400 r/min，焊接速度100 mm/min，壓入量控制在0.2 mm～0.3 mm。

表1 2219鋁合金的化學(xué)成分

2 全焊透攪拌摩擦焊試驗(yàn)方案

全焊透驗(yàn)證試驗(yàn)采用4對試樣，分別采用普通攪拌摩擦焊接工藝、背部墊板型焊接工藝、支撐板開槽焊接工藝和根部開槽焊接工藝。如圖1所示，分別標(biāo)記為1＃、2＃、3＃和4＃。

焊接采用的2219-T62試樣長度為400 mm，寬度為100 mm，厚度為變厚度。如圖2所示，起始厚度為5.2 mm，工件厚度沿焊接方向連續(xù)增大至結(jié)束端為6 mm。

全焊透驗(yàn)證試驗(yàn)的驗(yàn)證方式采用射線探傷和根部著色，對4類工藝進(jìn)行的不等厚度試樣焊縫進(jìn)行檢測，驗(yàn)證全焊透工藝的有效性[5]。

截取上述工藝試驗(yàn)中的全焊透段焊縫試樣進(jìn)行焊縫根部性能對比試驗(yàn)，編號同上，具體分為以下2個(gè)步驟進(jìn)行：

1）焊縫力學(xué)拉伸試驗(yàn)和焊縫根部彎曲試驗(yàn)，力學(xué)拉伸和彎曲試驗(yàn)設(shè)備為SANS萬能拉伸機(jī)，型號為 XYB305C，其中拉伸性能試樣和彎曲性能試樣分別取4塊結(jié)果，取平均值。

2）焊縫根部組織金相分析，設(shè)備采用 ZEISS金相顯微鏡，型號為ProgRes-C5。

3 焊縫的無損檢測

為了解4種攪拌摩擦焊工藝焊縫的焊透情況，對四塊焊接試樣進(jìn)行射線探傷和根部著色試驗(yàn)。圖3的a)～d)分別為1#～4#試樣的射線探傷照片，可以看出射線探傷未見未焊透缺陷。其中 3＃試樣照片中的一道白粗線為凹槽位置。

圖4 顯示了根部著色試驗(yàn)結(jié)果，其中2＃、3＃、4＃試樣未見未焊透缺陷，1＃試樣發(fā)現(xiàn)未焊透缺陷，并于圖a)中標(biāo)出。對比射線探傷結(jié)果可知針對未焊透缺陷，根部著色檢測有著相對更高的精度。

射線探傷和根部著色試驗(yàn)結(jié)果顯示，采用3類全焊透攪拌摩擦焊工藝可保證焊接工件在0.8 mm尺寸偏差范圍內(nèi)焊縫實(shí)現(xiàn)全焊透，滿足環(huán)縫工件攪拌摩擦焊縫的無損檢測要求。

4 接頭的力學(xué)性能測試

4.1 拉伸試驗(yàn)

表2為試樣的焊接縫接頭拉伸性能測試表，在4類焊縫的拉伸性能數(shù)據(jù)中，2＃試樣抗拉強(qiáng)度最高，為370 MPa，3＃試樣抗拉強(qiáng)度最低，為341.5 MPa。

表2 焊縫接頭拉伸性能測試表

圖 5顯示了四塊試樣拉伸性能測試的斷裂位置，其中1＃、2＃和4＃試樣斷裂位置均為焊縫后退側(cè)位置，剪切角度為45°，3＃試樣斷裂位置為原根部焊縫處斷裂。圖中黑色劃線處為原焊縫位置。

4.2 彎曲試驗(yàn)

本試驗(yàn)僅進(jìn)行根部彎曲試驗(yàn)，目的是考察焊縫根部是否有弱連接、組織疏松等缺陷。表3為試樣的焊縫接頭根部彎曲角度表，可看出 3＃試樣彎曲角度最小，為17°，4＃試樣彎曲角度最大，為97°，1＃、2＃試樣居中均為55°左右。圖6為彎曲試樣的實(shí)物圖，其中 3＃試樣起裂位置為原根部焊縫處，并沿著原焊縫位置直線裂開，1＃、2＃、4＃起裂都不在原焊縫位置處。

表3 焊縫接頭根部彎曲角度測試結(jié)果表

上述2項(xiàng)力學(xué)性能測試試驗(yàn)結(jié)果說明：1）背面墊板型攪拌摩擦焊接成形焊縫拉伸性能最高，彎曲性能與普通攪拌摩擦焊縫一致；2）根部開槽型攪拌摩擦焊接成形的焊縫根部彎曲性能較好；3）支持板開槽型攪拌摩擦焊接成形的焊縫根部存在線性缺陷，且該缺陷射線探傷和根部著色較難識別。

5 焊縫根部成形機(jī)制分析

攪拌摩擦焊縫的成形機(jī)制已有不少學(xué)者[6-7]進(jìn)行過深入探討，主要是從焊縫材料的塑性流動(dòng)和焊縫各區(qū)域組織的形成過程等角度進(jìn)行整個(gè)焊縫成形機(jī)制的分析，本文著重于研究不同全焊透工藝下焊縫的根部組織性能。由于焊接參數(shù)不變，引起焊縫性能變化的原因就是焊縫根部工藝的變化。以下通過焊縫根部的組織形成情況分析焊縫組織性能變化的原因。

對于焊縫金相截面位置的選取，1＃、3＃、4＃試樣選取最厚并在背面著色試驗(yàn)中未出現(xiàn)未焊透缺陷的位置，2＃試樣選擇焊縫位置最薄的區(qū)域。上述條件為各類焊接工藝下焊縫成形最苛刻的條件，只要此狀態(tài)下的焊縫組織性能良好，即可保證該工藝于其他位置上焊縫的組織性能。

“洋蔥”圓環(huán)形貌是攪拌摩擦焊縫焊核區(qū)域的典型結(jié)構(gòu)，圓環(huán)勾勒出材料由下方向上方遷移的路程，而圓環(huán)中心則為材料水平遷移速度為零的位置，此中心以下的材料均沿著圓環(huán)輪廓向遠(yuǎn)離焊縫中心方向遷移[5]。對于1＃、3＃和4＃試樣，工藝試驗(yàn)采用同一個(gè)攪拌工具，在統(tǒng)一的焊接參數(shù)條件下，圓環(huán)中心的位置即可表征各焊縫材料的流動(dòng)變化情況，可以此分析根部開槽和支撐板開槽工藝下焊縫的成形特點(diǎn)。

圖7為1＃試樣的焊縫根部金相照片，焊縫根部組織屬于焊核區(qū)域。由圖 7a)可看到在靠近焊縫底面有一個(gè)區(qū)域并未出現(xiàn)輪廓線，即此區(qū)域材料并未發(fā)生大規(guī)模向上遷移的動(dòng)作，此區(qū)域高度為0.6 mm。圖7b)、c)、d)為此處的放大照片，其中圖7b)為根部照片，c)為前進(jìn)側(cè)照片，d)為后退側(cè)照片，可見前進(jìn)側(cè)組織為等軸晶區(qū)，后退側(cè)組織為熱影響區(qū)組織，而根部組織為等軸晶區(qū)和熱影響區(qū)的混雜區(qū)，并存在“S狀”弱連接缺陷，這些說明焊縫根部附近區(qū)域材料未受到攪拌針攪拌作用，攪拌針端部將材料向下擠壓，大部分材料向前進(jìn)側(cè)方向遷移導(dǎo)致前進(jìn)側(cè)附近組織呈現(xiàn)等軸晶，根部焊縫受到熱力影響作用間隙雖然已經(jīng)消失，但仍未形成冶金連接，存在弱連接缺陷。此缺陷可使焊縫抗拉強(qiáng)度輕微下降，但最嚴(yán)重的是降低了焊縫的背彎性能?，F(xiàn)有的研究結(jié)果表明弱連接對接頭的疲勞性能影響巨大[6]，其存在大大降低接頭的疲勞強(qiáng)度，往往成為疲勞裂紋的起裂點(diǎn)。

圖8為3＃試樣焊縫根部微觀組織形貌。

由圖 8a)根部照片可以看到該焊縫根部出現(xiàn)大量熱影響區(qū)組織，其中出現(xiàn)弱連接。將弱連接截止端附近組織放大見圖 8b)，可見焊縫根部由熱影響區(qū)、熱機(jī)影響區(qū)和焊核區(qū)向上分布，微裂紋終止于熱機(jī)影響區(qū)。此工藝從前面力學(xué)性能試驗(yàn)可得出 3＃焊縫接頭性能最差，此微裂紋應(yīng)為其性能劇烈下降的重要原因。此試樣采用的是背部支撐板開槽的工藝，槽深0.6 mm，由球刀加工成形。由圖8c)看出焊縫根部材料組織顯現(xiàn)焊縫熱影響區(qū)形貌，弱連接的形貌為豎直向上往前進(jìn)側(cè)方向偏移，這說明攪拌摩擦焊接時(shí)，焊縫背部材料在攪拌工具的頂鍛力作用下整體下移迅速填滿支撐墊板的空槽位置，并未受到攪拌針的機(jī)械攪拌作用而發(fā)生大規(guī)模的材料轉(zhuǎn)移動(dòng)作，未焊透位置即原焊縫部位，未焊透向左偏移量即可反應(yīng)材料的轉(zhuǎn)移量，當(dāng)弱連接缺陷至熱影響區(qū)截至說明熱機(jī)影響區(qū)材料已大規(guī)模出現(xiàn)材料遷移動(dòng)作，弱連接完全消失。經(jīng)測量，此弱連接長度為1.2 mm，除去槽深0.6 mm，弱連接仍有0.6 mm，而相同焊接條件的普通攪拌摩擦焊接焊縫并未出現(xiàn)弱連接缺陷，這說明支撐板開槽型攪拌摩擦焊接工藝在增加焊透性、消除弱連接缺陷方面存在劣勢。

圖9為4＃試樣焊縫根部金相照片，其中：圖9a)為整個(gè)焊核區(qū)的宏觀形貌，呈現(xiàn)“洋蔥”狀形貌，在焊縫根部和 1＃試樣一樣，仍然存有一個(gè)無“洋蔥”紋的區(qū)域，其厚度為0.36 mm，相比1＃其厚度較小為0.24 mm，這說明了此類工藝下材料遷移范圍向深度方向擴(kuò)大；圖 9b)為根部區(qū)域組織，其組織較 1＃均勻，前進(jìn)側(cè)后退側(cè)材料均未出現(xiàn)熱影響區(qū)組織形貌，但在焊板的最底層多處存在長條狀的白色相。此白色相能譜分析數(shù)據(jù)顯示為Al含量較高的固溶體組織。

圖9c)和d)為底層長條狀固溶體的放大照片，可見此固溶體的厚度約為0.12 mm，邊緣最高處達(dá)0.23 mm，固溶體的上層為細(xì)小的等軸晶組織。根部白色固溶體附近掃描發(fā)現(xiàn)該相附近存在水平狀的弱連接缺陷。

4＃試樣采用根部開槽焊接形式，由于背面存有空間，直線焊縫消失，在攪拌摩擦焊接過程中攪拌針端部的實(shí)心圓環(huán)擠壓區(qū)向下擠壓的材料可以迅速填滿此處，這是此試樣中未出現(xiàn)“S狀”弱連接和后退側(cè)未出現(xiàn)熱影響組織的原因。但由于此處直接接觸支撐板，散熱快，堆積此處的擠壓材料溫度迅速降低，形成條狀的固溶體組織，且由于熱量不足，極易形成水平的弱連接缺陷。由前面性能測試試驗(yàn)看出，由于焊縫根部具有較寬的等軸晶區(qū)域，因此塑性較好，背彎性能較好，但根部約0.12 mm厚度的長條型固溶體組織和水平弱連接的存在，抗拉性能相對背部墊板型焊縫下降了2.3%。

2＃試樣采用的是背面墊板的工藝方式，墊板材料為0.5 mm的2A12板材。此工藝優(yōu)點(diǎn)在于墊板材料可為原焊縫材料提供添加材料，而且通過觀察背面墊板是否與原焊縫材料形成界面連接即可反饋出焊縫的全焊透情況，可完全避免未焊透和弱連接缺陷。

圖10為2＃試樣焊縫根部組織金相照片，相對于其他工藝下的焊縫，2＃焊縫中圓環(huán)最扁，圓環(huán)中心距離根部距離最小，為0.67 mm，這是采用長攪拌針的結(jié)果，即整個(gè)焊縫根部處于焊核區(qū)域，焊核區(qū)域仍為典型的“洋蔥”狀組織，由黑白相間的圓環(huán)構(gòu)成。通過能譜分析可得，白色環(huán)為含Cu量較低（1.23%）的鋁基固溶體，黑色環(huán)為含Cu量較多（3.46%）的鋁基固溶體。

圖11 為流線條紋附近組織的掃描照片，能看到等軸晶的晶界處有沉淀相分布，并伴有塊狀析出相。整個(gè)焊縫區(qū)域中分布著黑色顆粒狀彌散相，通過能譜分析可得，此黑色顆粒狀彌散相為橢球狀的θ（CuAl2）相。與上述3類焊縫比較，此焊縫中θ（CuAl2）析出相明顯較大，這是采用了長攪拌針的攪拌工具，并且由于背面墊板，焊板與支撐板之間的熱傳遞效果減弱，焊縫中的熱量增加導(dǎo)致焊核區(qū)析出相增大，焊核區(qū)材料的塑性變差，這也是 2＃試樣背彎性能下降的原因。

背面墊板工藝由于背面墊板關(guān)系增加了一個(gè)接觸界面，且此界面材料會(huì)有部分進(jìn)入焊縫，因此采取此工藝時(shí)必須對墊板材料表面進(jìn)行清洗消除油污和氧化膜，而最終的焊縫組織能譜分析并未在焊縫材料中發(fā)現(xiàn)氧化物殘留相，亦證明了此類工藝措施的可行性。綜上分析，此工藝下的焊縫組織具有優(yōu)異的抗拉性能，且可以保證不會(huì)出現(xiàn)未焊透和弱連接缺陷。

6 結(jié)論

本文驗(yàn)證了3類全焊透攪拌摩擦焊工藝的有效性，并通過焊縫的力學(xué)性能試驗(yàn)和金相試驗(yàn)，分析了焊縫的成形情況及組織性能，可以得出以下結(jié)論：

1）普通攪拌摩擦焊接方法在材料尺寸偏差量為0.5 mm的時(shí)候發(fā)生明顯的未焊透缺陷，不滿足特殊的攪拌摩擦焊接制造要求。

2）支撐板開槽型焊接工藝焊縫質(zhì)量最差，焊縫根部存在大量熱影響區(qū)組織。此組織中存在明顯的弱連接缺陷，導(dǎo)致其拉伸性能和背彎性能劇烈下降。此類焊接方式焊縫性能差且弱連接缺陷采用常規(guī)背面著色試驗(yàn)很難識別，不宜用于實(shí)際生產(chǎn)。

3）背部墊板型攪拌摩擦焊接的焊縫宏觀呈現(xiàn)“洋蔥”形貌，組織為典型的焊核區(qū)域等軸晶組織。此組織形態(tài)的焊縫具有最優(yōu)異的抗拉性能，焊縫的背彎性能并不為最佳，這是在工藝試驗(yàn)中采用了較焊縫熱輸入較大，導(dǎo)致焊核組織析出的θ（CuAl2）相較大從而降低了接頭塑性。此類工藝可保證焊縫根部不會(huì)出現(xiàn)未焊透和弱連接缺陷，檢測方式簡單便捷，是特殊攪拌摩擦焊接全焊透工藝的最佳選擇。

4）焊板背面開槽型焊接的焊縫組織呈現(xiàn)明顯的等軸晶粒組織，且無“洋蔥”狀形貌出現(xiàn)，但于焊縫最底部存在部分塊狀鋁基固溶體組織，并有水平弱連接缺陷零散分布。此形態(tài)組織具有最佳背彎性能，但抗拉強(qiáng)度相對背部墊板型焊縫下降了2.3%，且水平狀弱連接的存在會(huì)導(dǎo)致焊縫的疲勞性能和腐蝕性能下降。此類工藝焊縫水平狀弱連接缺陷僅能通過金相分析識別，采用常規(guī)背面著色試驗(yàn)無法識別，不利于生產(chǎn)應(yīng)用，且由于背面開槽導(dǎo)致焊縫材料損失量變大，必然會(huì)要求焊縫的減薄量增加，這會(huì)導(dǎo)致焊縫性能的進(jìn)一步降低。

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Full-penetration Friction Stir Welding Test of 2219 Aluminum Alloy

SUN Qian1, ZHOU Hong2, WU Zaihou2

(1. Marine Engineering Institute, Jimei University, Fujian Xiamen 361021, China; 2. Naval Architecture and Ocean Engineering Institute, Jiangsu University of Science and Technology, Jiangsu Zhenjiang 212003, China)

Taking 2219 aluminum alloy as the studying object, the full-penetration friction stir welding test is done. The effectiveness of three kinds of entire penetration craft are verified by using the technology of ray test and root color test. The differences of mechanical property of weld bead of three friction stir welding are analyzed based on the mechanical property test and the metallographic test. Through the experiment, the friction stir welding of back supporting can be proved to be the most suitable welding for production.

aluminum alloy; full-penetration; friction stir welding

TG453.9

A

10.14141/j.31-1981.2017.03.009

孫倩（1974—），女，碩士，副教授，研究方向：船舶與海洋結(jié)構(gòu)物設(shè)計(jì)制造。