2014鋁合金攪拌摩擦焊縫的拉鍛式摩擦塞補焊

趙衍華, 劉景鐸, 張麗娜, 孫忠紹, 王國慶

(首都航天機械公司,北京 100076）

2014鋁合金攪拌摩擦焊縫的拉鍛式摩擦塞補焊

趙衍華, 劉景鐸, 張麗娜, 孫忠紹, 王國慶

(首都航天機械公司,北京 100076）

采用拉鍛式摩擦塞補焊方法對 4mm厚的 2014鋁合金攪拌摩擦焊接頭缺陷進行了補焊,焊后對塞補焊接頭的微觀組織和拉伸性能進行了分析。研究結果表明,摩擦塞補焊接頭分為焊縫區、熱影響區和母材區三部分,焊縫由細小的等軸再結晶組織構成。選擇合適的焊接參數和接頭結構,塞補焊接頭的抗拉強度可以達到 330MPa以上,達到或超過攪拌摩擦焊接頭強度。塞補焊接頭微觀硬度分析表明,塞補焊后接頭焊縫區硬度較高,但整體硬度變化不大。

摩擦塞補焊;2014鋁合金;接頭組織;力學性能;微觀硬度

2014 鋁合金具有高的比強度、比模量、斷裂韌度和耐腐蝕穩定性,是航天工業中應用最廣泛的有色金屬結構材料之一。在 2014鋁合金加工和使用過程中需要廣泛應用焊接技術,而焊接缺陷不可避免。當前絕大部分焊接缺陷都采用傳統的手工 TIG焊進行修補。該方法操作簡便,但熱輸入量大,易引起焊縫局部區域晶粒長大,同時在補焊部位引起較大的殘余應力和變形,嚴重影響接頭質量。因此迫切需要一種新的補焊技術代替傳統的手工 TIG修補焊。此外,隨著焊接技術的發展,航天產品廣泛采用了變形小、質量高、缺陷少的攪拌摩擦焊接技術,但任何焊接方法在一定情況下均會產生缺陷。若采用熔焊方法修補攪拌摩擦缺陷,則會嚴重降低接頭強度和質量,因此也急需一種新的補焊技術實現攪拌摩擦焊接缺陷的修補焊。

摩擦塞補焊(Friction Plug Welding,簡稱 FPW）是英國焊接研究所于 1995年發明的一種新型固相補焊技術,首先在洛克希德·馬丁公司得到了應用。洛克希德·馬丁公司、馬歇爾飛行中心的工程師以及 TWI的專家對該項技術進行了大量的試驗研究,對該技術進行了工藝優化工作[1～6],于 2000年夏天正式將摩擦塞補焊技術應用于航天外貯箱的焊縫修補。國內航空 625所和首都航天機械公司也開展了相關工作[7～9]。實踐證明,摩擦塞補焊接頭質量高、殘余應力低、焊接變形小,接頭強度比傳統電弧焊補焊接頭提高 20%以上,在航空航天鋁合金補焊等領域具有廣闊的應用前景。依據焊接壓力加載的方式不同,摩擦塞補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焊時焊機和背部支撐墊板位于被焊工件的兩側,而拉鍛式摩擦塞補焊時焊機和背部支撐墊板位于被焊工件的一側。對于結構簡單、背部有廣闊空間可以設置大型支撐結構的零件來說,兩種加載方式差別不大,但對于結構復雜、體積龐大、工件背部無法設置大型支撐結構的零件,一般需要采用拉鍛式摩擦塞補焊。本研究采用拉鍛式摩擦塞補焊技術實現了 4mm厚度 2014鋁合金攪拌摩擦焊接缺陷的修補,研究了塞補焊接頭的微觀組織和力學性能。

圖1 頂鍛式結構Fig.1 Upsetting load FPW

圖2 拉鍛式結構Fig.2 Pu lling load FPW

1 試驗方法

試驗采用材料為 2014鋁合金,其主要化學成分和力學性能如表 1所示,試板尺寸為 200mm×100mm×4mm,首先進行攪拌摩擦焊,然后對攪拌摩擦焊縫進行摩擦塞補焊,焊接后對塞補焊接頭進行拉伸試驗和微觀組織分析。拉鍛式摩擦塞補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備夾持機構中,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,塞棒以 R=4000rpm的旋轉速度沿塞孔軸向進給,當達到設定摩擦時間后急停制動,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行腐蝕,然后在光學顯微鏡下對接頭組織進行觀察分析,并進行顯微硬度測量。在 Instron-1186電子萬能試驗機上對接頭進行拉伸測試。

圖3 塞孔與塞棒結構示意圖Fig.3 Fabric of tapered hole/tapered plug

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

2 試驗結果與討論

2.1 接頭微觀組織

4 mm厚度的 LD10鋁合金母材先進行攪拌摩擦焊后采用摩擦塞補焊技術進行補焊,補焊位置為FSW焊縫中部。補焊后將塞補焊焊縫沿塞補焊中心和原 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焊縫形成的塞補焊焊縫,一種是塞棒與板材形成的塞補焊焊縫,如圖 4a所示。

塞棒組織呈現明顯的方向性,塞補焊焊縫附近板材組織比較均勻,塞補焊焊縫附近的攪拌摩擦焊縫組織仍保持明顯的洋蔥環結構。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接頭區域和塞棒與板材區域進行分析,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焊接頭可以分為三個區,即焊縫區、熱影響區和母材區(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組織,該部分組織為細小的等軸晶。焊縫區寬度沿焊縫厚度方向發生變化,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。焊縫區與母材之間為熱影響區,該區域組織在焊接過程中僅經歷熱循環作用,由于摩擦塞補焊焊接時間非常短,熱輸入量較小,焊縫區和熱影響區寬度均非常窄。

圖5所示為塞棒與板材區的金相組織,可以看出接頭焊縫區非常窄,并且焊縫區兩側板材和塞棒差異較大,呈現明顯的方向性,見圖 5a。其中塞棒呈垂直方向拉伸狀態(見圖 5b）,板材呈水平方向拉伸狀態(見圖 5c）。焊縫區組織由細小的等軸晶組成,如圖 5d所示。

摩擦塞補焊焊接過程中,塞棒與塞孔之間的摩擦產熱使配合面周圍材料達到塑性狀態,而且沿塞棒旋轉方向有一個相對運動。塑性材料在塞棒作用下發生塑性運動,但其運動的速度和方向是隨時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地達到塑性變形,而是一個動態隨機變化的過程。塑性材料在焊接熱循環的作用下發生動態再結晶,生成許多的晶核。由于焊縫區組織在焊接時還需要承受沿塞孔軸向的壓力,摩擦停止后承受頂鍛壓力,焊縫區發生再結晶的晶粒來不及長大,焊接后形成等軸、細小的晶粒。摩擦塞補焊焊接時間短、焊接熱輸入量小,焊縫區寬度非常窄,可以有效降低焊接熱輸入過大對接頭性能的影響,并且摩擦塞補焊焊縫組織細密,與塞棒和試板母材基本可以實現平滑過渡,有效的保證接頭的連接性能。從整體來看,摩擦塞補焊接頭較窄,而且未發現明顯的組織粗化現象。

圖6所示為塞棒與 FSW焊縫區金相組織。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,此區域為塞補焊焊縫區,由非常細小的等軸晶粒組成。塞補焊焊縫與攪拌摩擦焊縫以及塞棒之間實現了晶粒大小的平滑過渡,塞補焊接頭非常窄,沒有明顯的晶粒粗大現象。塞棒呈現明顯的垂直方向上的拉伸特征,FSW焊縫呈現明顯的洋蔥環結構。焊縫區組織晶粒與 FSW焊縫焊核區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歷了焊接熱循環的回復再結晶等軸晶粒組 成。

圖6 塞棒與FSW摩擦塞補焊焊縫區金相組織 (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焊縫塞補焊接頭焊縫區;(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 摩擦塞補焊接頭顯微硬度分析

摩擦塞補焊屬于固相焊,焊接時熱輸入量少,并且在摩擦壓力作用下形成的焊縫窄,熱影響區也比熔焊小得多。當 2014鋁合金先進行 FSW焊,然后進行摩擦塞補焊時,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。在塞補焊接頭附近進行了顯微硬度測量,測量點如下圖中黑點所示(未顯示所有測量點）,其中在焊縫區和熱影響區附近取點較密集,遠離焊縫區的位置取點間距較大。圖 7所示為顯微硬度測量點照片,圖 8所示為接頭顯微硬度分布圖。

圖7 顯微硬度測量點照片 (a）塞棒與FSW摩擦塞補焊接頭;(b）塞棒與板材摩擦塞補焊接頭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焊縫摩擦塞補焊接頭、塞棒與板材摩擦塞補焊接頭硬度值變化均呈現一定的規律性。塞補焊接頭焊縫區的細小晶粒區域硬度值較高,從該區域向塞棒和板材逐漸降低。攪拌摩擦焊核區硬度值和塞補焊焊縫區硬度值大體相當。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。這主要是由于塞補焊焊縫和攪拌摩擦焊縫組織均是細小的等軸晶,晶粒尺寸比塞棒晶粒、板材晶粒都小的多,根據 Hall-Petch公式顯微硬度與晶粒尺寸存在下列關系[10]:

式中 HV0和 a——為常數,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,沒有發現塞補焊接頭熱影響區硬度明顯降低現象,這主要是由于摩擦塞補焊焊接時間短、熱輸入量小,接頭寬度非常窄,焊接熱影響區更小,因此在顯微硬度分布圖上很難看出熱影響區的硬度變化。

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

2.3 接頭力學性能

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

表2 摩擦塞補焊接頭力學性能Table 2 Mechanical properties of FPW joints

圖9為 FSW接頭拉鍛式摩擦塞補焊后進行拉伸試驗的試樣,可以看出,與母材的摩擦塞補焊不同,FSW焊縫摩擦塞補焊時,當選用合適的焊接工藝參數,接頭性能良好,斷裂位置為塞補焊焊縫附近的薄弱區,其斷裂沿“直線”斷裂,而不是母材塞補焊時斷裂為沿“圓弧”斷裂(見圖 10）。這說明塞補焊接頭強度基本可以達到 FSW接頭強度。由于塞補焊屬于固相焊接,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,焊縫組織細密,因此接頭性能與 FSW接頭性能基本一致。

3 結 論

(1）采用拉鍛式摩擦塞補焊方法實現了 4mm厚度 2014鋁合金攪拌摩擦焊接頭的補焊。補焊接頭由焊縫區、熱影響區和母材三部分構成,焊縫區發生了動態再結晶,形成了細小的等軸晶組織。

(2）選用優化的焊接工藝參數,摩擦塞補焊接頭抗拉強度可以達到 330MPa以上,基本可以達到攪拌摩擦焊接頭性能。

(3）塞補焊接頭焊縫區顯微硬度較高,且整體硬度分布變化不大。

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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、摩擦塞補焊等固相焊研究,(E-mail）zaneyanhua@sohu.com。