張亮　梁明明　王軍

摘 要：為了提高飛機(jī)蒙皮連接強(qiáng)度，采用回填式攪拌摩擦點(diǎn)焊（RFSSW）技術(shù)對(duì)飛機(jī)蒙皮材料2524-T3進(jìn)行了焊接試驗(yàn)。采用體式顯微鏡和金相顯微鏡對(duì)接頭組織進(jìn)行觀察，通過(guò)拉剪試驗(yàn)和拉脫試驗(yàn)對(duì)接頭進(jìn)行力學(xué)性能測(cè)試，對(duì)斷口進(jìn)行掃描分析。結(jié)果表明：接頭成形良好，無(wú)明顯缺陷，RFSSW接頭在熱機(jī)耦合作用下，焊點(diǎn)形成4個(gè)不同顯微組織區(qū)域;RFSSW接頭力學(xué)性能普遍高于鉚接，焊接接頭剪切性能達(dá)到7.233 kN，較鉚接提高113.4%，焊接接頭拉脫性能達(dá)到3.172 kN，較鉚接提高6.16%;接頭斷裂呈現(xiàn)為焊核剝離斷裂和塞型斷裂兩種模式，當(dāng)接頭下扎深度較淺，焊點(diǎn)內(nèi)部攪拌不足時(shí)產(chǎn)生焊核剝離斷裂，隨著套筒下扎深度的增加，塞型斷裂由上板塞型斷裂轉(zhuǎn)變?yōu)橄掳迦蛿嗔?，拉剪和拉脫焊核剝離斷裂均為韌性斷裂，塞型斷裂均為混合型斷裂。通過(guò)對(duì)回填式攪拌摩擦點(diǎn)焊接頭力學(xué)性能的分析，為攪拌摩擦點(diǎn)焊代替鉚接在航空結(jié)構(gòu)件上的應(yīng)用提供理論和技術(shù)基礎(chǔ)。

關(guān)鍵詞：焊接工藝與設(shè)備;RFSSW;金相;剪切試驗(yàn);拉脫試驗(yàn);斷裂

中圖分類(lèi)號(hào)：TG456.2 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

doi：10.7535/hbkd.2019yx05008

Research on joining mechanism and fracture mode of

Al-Cu alloy joint by refill friction stir spot welding

ZHANG Liang1，2，3， LIANG Mingming1， WANG Jun1，2，3

（1. School of Materials Science and Engineering， Hebei University of Science and Technology， Shijiazhuang， Hebei 050018， China. 2. Hebei Key Laboratory of Material Near-Net Forming Technology，? Shijiazhuang， Hebei 050018， China; 3.Hebei Engineering Laboratory of Aviation Lightweight Composite Materials and Processing Technology， Shijiazhuang， Hebei 050018， China）

Abstract：

In order to increase the joint strength， RFSSW is used to weld 2524-T3 aluminum alloys of aircraft skin. The joint Connection Mechanism is studied through the analysis of its appearance and microstructure by SM and metallographic microscope， The mechanical properties of the joint is investigated by tension-shear test and cross-tension test， and the fracture is analyzed by SEM. The experiment results show that the RFSSW joint has a good forming and defect-free on the surface， and with the action of thermo-mechanical， the cross-section of the joint can be divided into four zones in grain structure. The mechanical performance of RFSSW joints is generally higher than that of riveting joints. The tension-shear performance of welding joints reaches 7.233 kN， which is 113.4% higher than that of riveting joints. The tension-shear performance of welding joints reaches 3.172 kN， which is 6.16% higher than that of riveting joints. There are two types of joint fracture modes： nugget debonding fracture and plug fracture. When the plunge depth of sleeve is relatively small and the internal agitation of joint is insufficient enough， it can result in the nugget debonding fracture. With the increase of plunge depth of sleeve， plug fracture make gradually changes， the transition from plug fracture （fracture in the upper sheet） to plug fracture （fracture in the lower sheet）. Ductile fracture is observed in both tension-shear test and cross-tension test with the nugget debonding fracture. The mechanical properties of refilled friction stir spot welding joints are analyzed， which provides theoretical and technical basis for the application of RFSSW in aerospace structural components.

Keywords：

welding process and equipment; RFSSW; metallography; tension-shear test; cross-tension test; fracture

在航空航天、汽車(chē)、高鐵等領(lǐng)域，結(jié)構(gòu)輕量化是今后發(fā)展的主要趨勢(shì)。鋁合金具有比強(qiáng)度高、韌性好、加工性能好的特點(diǎn)，會(huì)逐漸取代傳統(tǒng)的材料。但鋁元素比較活潑、易氧化，焊接時(shí)會(huì)產(chǎn)生氣孔、裂紋、夾渣、液化裂紋和較大的殘余應(yīng)力等缺陷，因此，在航空領(lǐng)域鋁合金結(jié)構(gòu)制造主要采用鉚接方式，但是鉚接打孔易產(chǎn)生變形、表面損傷、應(yīng)力集中等缺陷，降低了接頭的使用壽命;此外，鉚釘容易脫落，增加了飛機(jī)重量及能源消耗，降低有效承載重量[1]。

回填式攪拌摩擦點(diǎn)焊（RFSSW）是在傳統(tǒng)攪拌摩擦焊（FSW）的基礎(chǔ)上發(fā)展而來(lái)的一種新型攪拌摩擦焊接技術(shù)，

具有焊接質(zhì)量高、焊點(diǎn)強(qiáng)度高、工藝簡(jiǎn)單、焊接環(huán)境良好等特點(diǎn)，在航空航天和汽車(chē)制造領(lǐng)域受到廣泛的關(guān)注[2]。在RFSSW中，攪拌工具與工件摩擦產(chǎn)熱，并在攪拌工具的壓力作用下使工件產(chǎn)生塑性變形，通過(guò)攪拌工具的相對(duì)運(yùn)動(dòng)完成焊點(diǎn)。

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)RFSSW工藝性能進(jìn)行了研究。KUBIT等[3]研究7075-T6鋁合金RFSSW拉伸/剪切性能的影響因素時(shí)發(fā)現(xiàn)回填不充分及上下板包鋁層會(huì)降低焊點(diǎn)質(zhì)量。ZHAO等[4]研究了攪拌摩擦點(diǎn)焊軸肩下扎深度對(duì)RFSSW成型的影響，軸肩下扎深度增大使鉤狀缺陷的高度增加，包鋁層向下遷移，但是焊核區(qū)硬度值降低。CASTRO等[5]研究了AA2198 鋁合金RFSSW接頭斷裂失效的模式機(jī)理，結(jié)果表明，內(nèi)部組織缺陷、鉤狀缺陷和黏接韌帶影響周向裂紋和環(huán)向裂紋的成核和生長(zhǎng)，環(huán)向裂紋的擴(kuò)展是導(dǎo)致最終斷裂的原因。姬書(shū)得等[6]研究了回填時(shí)間對(duì)RFSSW接頭斷裂模式和斷裂機(jī)理的影響，結(jié)果表明，回填時(shí)間影響界面原子的擴(kuò)散能力，進(jìn)而影響拉剪接頭強(qiáng)度，隨著回填時(shí)間的增加，拉剪接頭的斷裂模式從剪切-塞型斷裂轉(zhuǎn)變?yōu)榧羟袛嗔选５轻槍?duì)RFSSW和鉚接力學(xué)性能及斷裂模式進(jìn)行對(duì)比分析的研究還未見(jiàn)報(bào)道。

筆者以2524-T3鋁合金RFSSW接頭為對(duì)象，研究RFSSW的接頭顯微組織和力學(xué)性能，并與鉚接接頭斷裂形式行為進(jìn)行對(duì)比分析，揭示RFSSW焊點(diǎn)斷裂機(jī)理，為攪拌摩擦點(diǎn)焊代替鉚接在航空結(jié)構(gòu)件上的應(yīng)用提供理論和技術(shù)基礎(chǔ)。

1 試驗(yàn)材料及方法

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)選用材料為1.5 mm厚的2524-T3鋁合金，其化學(xué)成分見(jiàn)表1，屬于Al-Cu系中的高強(qiáng)度熱處理鋁合金。試驗(yàn)之前，先將鋁合金表層的包鋁層去除，然后用丙酮試劑去除表面油污，最后進(jìn)行焊接試驗(yàn)。

1.2 焊接試驗(yàn)方法

焊接試驗(yàn)采用RPS100型回填式攪拌摩擦焊機(jī)進(jìn)行焊接，試件采用搭接形式進(jìn)行焊接，搭接尺寸為

40 mm×40 mm×1.5 mm，拉剪和拉脫試件如圖1所示。

攪拌工具由壓緊環(huán)、套筒和攪拌針3部分組成，本次試驗(yàn)使用的套筒直徑為9 mm，攪拌針直徑為6 mm，采用套筒下扎、攪拌針回填的方式焊接，通過(guò)控制套筒和攪拌針相對(duì)運(yùn)動(dòng)及轉(zhuǎn)速，對(duì)焊接試件實(shí)現(xiàn)下扎和回填2個(gè)過(guò)程，焊接完成后形成平整無(wú)退出孔的攪拌摩擦焊點(diǎn)，焊接過(guò)程如圖2所示。

試驗(yàn)分析研究中，在沿垂直于RFSSW焊點(diǎn)中心方向切割試樣時(shí)，采用體式顯微鏡分別對(duì)焊點(diǎn)表面和截面成形進(jìn)行觀察，采用金相顯微鏡對(duì)焊點(diǎn)內(nèi)部的顯微組織和析出相進(jìn)行觀察，采用拉伸試驗(yàn)機(jī)和掃描電鏡對(duì)比分析RFSSW接頭和鉚接接頭的力學(xué)性能和斷裂模式。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 RFSSW接頭顯微組織

在RFSSW焊接過(guò)程中，焊點(diǎn)金屬組織受到不同攪拌工具的攪拌和回填作用，使得RFSSW接頭成形產(chǎn)生差異，圖3 a）和圖3 b）分別為焊點(diǎn)表面圖和焊點(diǎn)截面圖。由圖3 a）發(fā)現(xiàn)，焊點(diǎn)匙孔填滿，表面光滑美觀，成形良好，無(wú)明顯飛邊、毛刺等缺陷，相對(duì)于母材，焊點(diǎn)表面金屬呈現(xiàn)明顯的光亮。焊點(diǎn)形成過(guò)程中經(jīng)歷復(fù)雜的熱機(jī)耦合作用，在攪拌針和套筒的攪拌作用下，母材至焊點(diǎn)中心形成4個(gè)不同顯微組織區(qū)域，依次為母材（BM）、熱影響區(qū)（HAZ）、熱機(jī)影響區(qū)（TMAZ）及焊核區(qū)（NZ）[7-8]。由圖3 b）發(fā)現(xiàn)，套筒部位與金屬母材處界面較為明顯，焊點(diǎn)截面呈盆狀結(jié)構(gòu)。焊點(diǎn)內(nèi)部金屬在攪拌工具攪拌作用時(shí)，高溫下的塑性金屬在攪拌工具擠壓作用下2個(gè)金屬之間的分界線消失，形成連接，在上下板中間原始界面存在的包鋁層未完全打碎，在焊核區(qū)內(nèi)呈連續(xù)分布（韌帶），但包鋁層分布位置呈現(xiàn)中心高、周?chē)偷臓顟B(tài)，其主要原因是套筒和攪拌針的相對(duì)運(yùn)動(dòng)使內(nèi)部的塑性金屬產(chǎn)生流動(dòng)[9-10]。

RFSSW攪拌工具的相對(duì)運(yùn)動(dòng)不僅對(duì)接頭成形產(chǎn)生影響，而且在攪拌工具和攪拌熱的雙重作用下，影響接頭組織與析出相的形態(tài)，焊點(diǎn)接頭顯微組織如圖4所示。在母材（BM）區(qū)域，因其未受攪拌工具的影響，晶粒仍為原始軋制組織，晶粒呈沿軋制方向排列的等軸晶，析出相S相（Al2CuMg）和θ相（Al2Cu）均勻地分布在基體中[11]。熱影響區(qū)（HAZ）的晶粒尺寸較母材呈增大趨勢(shì)，因其在熱作用下晶粒長(zhǎng)大，析出相有聚集的趨勢(shì)，因?yàn)闊嶙饔玫挠绊?，雖然部分析出相發(fā)生重熔，但也會(huì)使晶界上的析出相發(fā)生粗化和聚集[12]。熱機(jī)影響區(qū)（TMAZ）位于焊核區(qū)的外邊緣，雖然沒(méi)有發(fā)生金屬攪拌，但受到套筒攪拌的影響，在熱和力的雙重作用下，金屬發(fā)生塑性變形，晶粒在沿著材料流動(dòng)方向上被拉長(zhǎng)，明顯呈細(xì)長(zhǎng)條狀。焊核區(qū)（NZ）在摩擦受熱過(guò)程中發(fā)生了動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，但由于受到攪拌工具的直接攪拌作用，晶粒未能形核長(zhǎng)大，在劇烈攪拌過(guò)程中晶粒被完全打碎，形成細(xì)小均勻的等軸晶，析出相也在攪拌作用下被破碎，均勻細(xì)小地分布于基體中[13-14]。

2.2 RFSSW接頭力學(xué)性能

RFSSW焊點(diǎn)在固態(tài)連接下的力學(xué)性能通過(guò)拉剪試驗(yàn)和拉脫試驗(yàn)進(jìn)行測(cè)試，并與鉚接進(jìn)行對(duì)比分析，RFSSW焊點(diǎn)和鉚接拉剪試驗(yàn)載荷-位移曲線與拉脫試驗(yàn)的載荷-位移曲線分別如圖5和圖6所示。RFSSW拉剪性能最大載荷為7.233 kN，而拉脫性能最大載荷為3.172 kN，鉚接和RFSSW接頭斷裂位置如圖7所示。

在拉剪載荷-位移曲線中，RFSSW接頭的拉剪力明顯高于鉚接接頭，較鉚接提高113.4%，而RFSSW接頭與鉚接接頭的位移差異不明顯，均位于1.1 mm左右。在拉剪試驗(yàn)時(shí)，RFSSW接頭與鉚接接頭均受沿板材方向上的剪切力，拉剪作用力分別作用在焊點(diǎn)上下板結(jié)合面和鉚釘上，由于RFSSW焊點(diǎn)面積（焊點(diǎn)直徑9 mm）要大于鉚接面積（鉚釘直徑4 mm），導(dǎo)致RFSSW接頭承載能力較鉚接有顯著增加;在拉剪試驗(yàn)中，攪拌摩擦焊與鉚接工件均隨著拉剪應(yīng)力增加而產(chǎn)生塑性變形，但應(yīng)力分別集中在RFSSW接頭與鉚接接頭的焊點(diǎn)和鉚釘上，由于焊點(diǎn)與鉚釘塑性變形量小，在拉剪工件相同的尺寸下，2個(gè)工件的塑性變相相近，所以在拉剪試驗(yàn)過(guò)程中兩種接頭試樣產(chǎn)生的位移量相差較小。

在拉脫載荷-位移曲線中，RFSSW接頭的拉脫力接近于鉚接接頭，較鉚接提高6.16%，但RFSSW接頭位移與鉚接接頭有顯著差異，由RFSSW接頭的8 mm增加到鉚接接頭的14 mm。RFSSW接頭在拉脫試驗(yàn)中，接頭部位產(chǎn)生塑性變形，當(dāng)變形到一定程度后，焊點(diǎn)承載力較大，而此時(shí)工件產(chǎn)生斷裂位置為接頭的HAZ部位，其有效承載面積為板厚與斷裂環(huán)長(zhǎng)度乘積。而鉚接接頭在拉脫過(guò)程中，有效承載部位位于鉚釘鐓粗部位下的工件，其承載面積與RFSSW相近，拉脫力為3 kN。在拉脫試驗(yàn)過(guò)程中，RFSSW接頭產(chǎn)生塑性變形，但斷裂位于HAZ處，裂紋一旦生成并在其板厚方向迅速擴(kuò)展發(fā)生斷裂，但鉚接接頭在拉脫鉚釘孔周?chē)鷳?yīng)力集中，裂紋源起始于鉚釘孔邊緣且在板厚方向擴(kuò)展至母材，直至鉚釘墩頭剝離母材。但在拉脫過(guò)程中鉚接接頭的塑性變形能力優(yōu)于RFSSW接頭的塑性變形能力，導(dǎo)致拉脫載荷下鉚接接頭位移量要大于RFSSW接頭。

2.3 RFSSW接頭斷裂模式分析

在拉剪試驗(yàn)和拉脫試驗(yàn)中，RFSSW接頭斷裂主要有焊核剝離斷裂和塞型斷裂兩種形式，如表2所示。當(dāng)接頭發(fā)生焊核剝離斷裂時(shí)，從接頭斷裂截面可以看出，接頭下扎深度較淺，焊點(diǎn)內(nèi)部攪拌不足，裂紋直接沿結(jié)合面擴(kuò)展直至發(fā)生斷裂，焊核剝離斷裂斷口整體較為平整，裂紋產(chǎn)生主要與接頭結(jié)合處生成鉤狀缺陷和連接韌帶有關(guān)，鉤狀缺陷在應(yīng)力下造成接頭局部應(yīng)力集中，受缺口尖端影響，在應(yīng)力作用下，該部位發(fā)生失效，而連接韌帶在接頭內(nèi)部處于弱連接狀態(tài)，以致裂紋直接沿著連接韌帶擴(kuò)展[15-16]。

當(dāng)接頭發(fā)生塞型斷裂時(shí)，從接頭斷裂截面可以看出，隨著套筒下扎深度變深，連接韌帶下移，接頭鉤狀缺陷位置也隨之下移，裂紋起源于上下板結(jié)合區(qū)邊緣擴(kuò)展至鉤狀缺陷后，沿著板厚方向擴(kuò)展直至發(fā)生斷裂，而鉤狀缺陷的位置影響裂紋擴(kuò)展方向，使得塞型斷裂又表現(xiàn)為上板塞型斷裂和下板塞型斷裂[17-18]。當(dāng)套筒下扎深度較小、鉤狀缺陷位于兩板結(jié)合面處時(shí)，由于上板套筒退出線處為接頭薄弱部位，因此裂紋沿著上板優(yōu)先擴(kuò)展直至發(fā)生上板塞型斷裂。當(dāng)套筒下扎深度較深、鉤狀缺陷位于結(jié)合面下側(cè)時(shí)，裂紋沿著下板優(yōu)先擴(kuò)展直至發(fā)生下板塞型斷裂。由于拉剪試驗(yàn)和拉脫試驗(yàn)中接頭受力方向不同，因而裂紋擴(kuò)展的方向也有差異，使得拉剪塞型斷裂明顯區(qū)別于拉脫塞型斷口，表現(xiàn)為拉剪塞型斷口角度接近45°，拉脫塞型斷口近似90°。

2.4 RFSSW接頭斷口形貌分析

對(duì)RFSSW接頭拉剪和拉脫試驗(yàn)產(chǎn)生的焊核剝離斷裂和塞型斷裂進(jìn)行斷口分析，斷口中心形貌如圖8所示。焊核剝離斷裂和塞型斷裂在剪切應(yīng)力和正應(yīng)力作用下分別形成剪切韌窩和等軸韌窩，韌窩的大小和深淺反映了基體的塑性變形能力[19-20]。

圖8 a）和圖8 c）分別是拉剪試驗(yàn)焊核剝離斷裂和塞型斷裂的斷口形貌，在拉剪過(guò)程中材料的塑性變形使韌窩沿剪切應(yīng)力方向長(zhǎng)大，從而韌窩拉長(zhǎng)，形成拋物線狀的韌窩組織。拉剪焊核剝離斷裂表現(xiàn)為大量的韌窩，為韌性斷裂，但是拉剪焊核剝離斷裂的韌窩較塞型斷裂形成的韌窩更細(xì)小、均勻，說(shuō)明拉剪焊核剝離斷裂接頭變形能力較差。拉剪塞型斷裂的韌窩周?chē)煊写罅康乃毫牙?，表現(xiàn)為混合型斷裂。

圖8 b）和圖8 d）分別為拉脫試驗(yàn)焊核剝離斷裂和塞型斷裂的斷口形貌，應(yīng)力垂直于斷裂面，使韌窩在垂直于正應(yīng)力的平面上各方向長(zhǎng)大的傾向相同，形成的韌窩組織均勻。拉脫焊核剝離斷裂表現(xiàn)為大小均勻的等軸韌窩，為韌性斷裂，但是拉脫焊核剝離斷裂較塞型斷裂形成的韌窩更均勻，說(shuō)明拉脫焊核剝離斷裂的塑性變形能力高于塞型斷裂的塑性變形能力。拉脫塞型斷裂的韌窩大小不一、深度較深，并且在韌窩周?chē)嬖诖罅康乃毫牙?，表現(xiàn)為混合型斷裂。

3 結(jié) 論

對(duì)2524-T3鋁合金RFSSW接頭宏觀相貌、微觀組織、力學(xué)性能、接頭斷裂模式及斷口進(jìn)行了試驗(yàn)研究，得出以下結(jié)論。

1）在攪拌針和套筒的攪拌作用下，RFSSW接頭形成經(jīng)歷復(fù)雜的熱機(jī)耦合作用，HAZ晶界上的析出相發(fā)生粗化和聚集，SZ在劇烈攪拌過(guò)程中形成細(xì)小均勻的等軸晶，析出相均勻細(xì)小地分布于基體中。

2）對(duì)RFSSW接頭與鉚接接頭進(jìn)行了力學(xué)性能對(duì)比，試驗(yàn)結(jié)果顯示，RFSSW接頭力學(xué)性能普遍高于鉚接， RFSSW接頭拉剪性能較鉚接提高113.4%，拉脫性能較鉚接提高6.16%。

3）RFSSW接頭斷裂模式有焊核剝離斷裂和塞型斷裂兩種，當(dāng)接頭下扎深度較淺、焊點(diǎn)內(nèi)部攪拌不足時(shí)，產(chǎn)生焊核剝離斷裂，隨著套筒下扎深度的增加，塞型斷裂由上板塞型斷裂轉(zhuǎn)變?yōu)橄掳迦蛿嗔选?/p>

4）焊核剝離斷裂和塞型斷裂在應(yīng)力作用下分別形成剪切韌窩和等軸韌窩，焊核剝離斷裂均為韌性斷裂，塞型斷裂均為混合型斷裂。

5）未對(duì)有關(guān)2524-T3鋁合金析出相形態(tài)及強(qiáng)化機(jī)理展開(kāi)研究，今后將對(duì)此進(jìn)行試驗(yàn)探索。

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