塞棒材料對鋁合金摩擦塞補焊接頭組織及拉伸斷裂行為的影響

杜 波，楊新岐，孫轉平,2，王東坡

( 1天津大學 天津市現代連接技術重點實驗室，天津 300350；2 天津長征火箭制造有限公司，天津 300451)

鋁合金具有比強度高、斷裂韌度高、焊接性和抗應力腐蝕性能好、低溫性能優異等特性，在航空航天領域特別是在火箭燃料貯箱結構中得到了廣泛的應用[1-3]。

摩擦塞補焊(friction plug welding，FPW)是英國焊接研究所發明的一種新型固相補焊技術。該工藝主要用于攪拌摩擦焊和雙軸肩攪拌摩擦焊尾孔的消除以及其他焊接缺陷的修復，在火箭貯箱結構的制造過程中具有重要的應用前景[4-5]。與傳統的熔焊修復工藝相比，FPW具有接頭質量高、殘余應力低、焊接變形小、生產效率高、高效節能環保、焊接參數可控等諸多優點。國外對FPW進行了大量的研究工作，并已經成功將其應用于火箭貯箱結構的制造[6-8]，國內對于FPW的研究尚處于起步階段[9-14]。FPW過程會導致接頭發生局部弱化，從而影響接頭整體的力學性能和斷裂行為。

數字圖像相關方法(digital image correlation，DIC)是一種基于試樣表面灰度特征獲取被測物變形信息的光學測量方法。該方法具有非接觸、高精度、光路簡單，受環境影響小，自動化程度高等優點，已逐漸成為材料研究領域測量材料應變和變形非常重要的光學測量手段[15]。

本研究分別采用2A14-T6和2219-T87鋁合金塞棒，對6mm厚2219-T87鋁合金板材進行了FPW實驗，通過DIC方法對FPW接頭拉伸過程中的變形和斷裂特征進行觀測，深入認識接頭局部弱化對FPW接頭變形和斷裂行為的影響，同時對接頭的微觀組織、顯微硬度和拉伸斷口形貌進行觀察和測試。

1 實驗材料與方法

母材采用2219-T87鋁合金，所用實驗板規格為200mm×80mm×6mm；塞棒材料為2219-T87鋁合金和2A14-T6鋁合金。2219-T87鋁合金的抗拉強度為455MPa，伸長率為10%；2A14-T6鋁合金的抗拉強度為480MPa，伸長率為10%。2219-T87鋁合金和2A14-T6鋁合金的化學成分見表1。

表1 2219-T87鋁合金和2A14-T6鋁合金的化學成分(質量分數/%)Table 1 Chemical compositions of 2219-T87 and 2A14-T6 aluminum alloy (mass fraction/%)

所有FPW工藝實驗均在天津大學自主設計研制的大功率摩擦柱塞焊接系統上完成。圖1(a)為塞棒和塞孔的形狀尺寸，通過初步工藝實驗，選取優化的工藝參數進行實驗(焊接轉速7500r/min，焊接壓力30kN，頂鍛壓力35kN，保壓時間5s，塞棒壓入量5mm)。

金相試樣經磨光、拋光后用keller試劑進行腐蝕，隨后使用OLYMPUS GX51 光學顯微鏡觀察接頭的顯微組織。硬度測試采用432SVD自動轉塔數顯維式硬度計進行測量，載荷1000g，加載時間10s。圖1(b)為拉伸試樣尺寸，試樣經線切割切取后，表面用砂紙打磨光滑，隨后進行噴漆處理在試樣表面形成斑點。拉伸實驗在CSS-44100 電子萬能試驗機上進行，加載速率3mm/min，同時使用CCD相機采集圖像，圖像采用Vic-2D軟件處理獲得試樣拉伸過程中的變形數據。采用Hitachi-S4800掃描電鏡對拉伸斷口的宏觀與微觀形貌進行觀察。

圖1 接頭設計及拉伸試樣尺寸(a)接頭設計；(b)拉伸試樣Fig.1 Dimensions of joint design and tensile specimen(a)joint design;(b)tensile specimen

2 結果與分析

2.1 宏觀形貌及微觀組織特征

圖2(a)，(b)分別為采用2219-T87塞棒和2A14-T6塞棒得到的FPW接頭的宏觀形貌(以下簡稱2219-T87接頭和2A14-T6接頭)。由圖2可以看出，2219-T87接頭和2A14-T6接頭均由塞棒區(plug metal，PM)、塞棒熱力影響區(plug thermo-mechanically affected zone，PTMAZ)、再結晶區(recrystallized zone，RZ)、熱力影響區(thermo-mechanically affected zone，TMAZ)、熱影響區(heat affected zone，HAZ)和母材區(base metal，BM) 6個部分組成。兩種接頭的整體形狀較為相近，但接頭PM和PTMAZ的組織差異較為明顯。

圖2 FPW接頭的宏觀形貌 (a)2219-T87接頭；(b)2A14-T6接頭Fig.2 Macrographs of FPW joints(a)2219-T87 joint;(b)2A14-T6 joint

圖3為圖2中標注位置A～H的顯微組織。FPW過程中發生了劇烈的熱力耦合作用，塞棒與塞孔側壁接觸界面處發生的熱力作用最為劇烈，材料迅速軟化并發生劇烈的塑性流動，2219-T87接頭和2A14-T6接頭的摩擦界面都發生了再結晶，形成均勻細小的等軸晶粒。RZ的寬度隨著接頭的厚度也有明顯的不同，這主要與焊接過程中的材料流動和摩擦時間有關(見圖3(a)～(c)，圖3(e)～(g))。緊鄰RZ的PTMAZ發生了部分再結晶，而稍微遠離RZ的PTMAZ在熱力作用下只發生了塑性變形。對比2219-T87接頭和2A14-T6接頭的PTMAZ可以發現，2A14-T6接頭發生部分再結晶的區域明顯比2219-T87接頭寬，并且晶粒尺寸也較小(見3(d)，(h))。2219-T87接頭和2A14-T6接頭的TMAZ和HAZ的微觀組織差別不大，在之前的研究中已做過詳細介紹，在此不再贅述[12-14]。

圖3 FPW接頭的微觀組織 (a)區域A；(b)區域B；(c)區域C；(d)區域D；(e)區域E；(f)區域F；(g)區域G；(h)區域HFig.3 Microstructures of FPW joints (a)region A;(b)region B;(c)region C;(d)region D;(e)region E;(f)region F;(g)region G;(h)region H

2.2 硬度分布特征

圖4(a)，(b)分別為2219-T87接頭和2A14-T6接頭的硬度分布。實測2219-T87鋁合金板的平均硬度為146.5HV，2219-T87鋁合金棒材平均硬度為141HV，2A14-T6鋁合金棒材的平均硬度為133.6HV。對2219-T87接頭而言，硬度從HAZ開始降低，HAZ的最低硬度約為115HV； PM和PTMAZ出現明顯軟化，硬度在95～100HV范圍內波動，最低硬度出現在靠近RZ的PTMAZ，最低值為95.6HV；TMAZ的硬度略高于PTMAZ。

圖4 FPW接頭硬度分布 (a)2219-T87接頭；(b)2A14-T6接頭Fig.4 Hardness distributions of FPW joints (a)2219-T87 joint;(b)2A14-T6 joint

而2A14-T6接頭PM的硬度降幅較小，略低于母材硬度，約為125～130HV；在緊鄰RZ的PTMAZ，硬度值略高于PM，約為135～140HV，這是由于PTMAZ發生部分再結晶，晶粒得到細化，使得硬度小幅提高；接頭的TMAZ和HAZ出現軟化，最低硬度出現在TMAZ，最低值為103HV。

PM的硬度分布趨勢主要與兩種塞棒材料的強化機制有關，2A14-T6塞棒為時效強化，而2219-T87塞棒則是通過時效+冷變形強化。PM雖然遠離RZ，但散熱條件較差，兩種塞棒都發生了一定程度的過時效，但焊接熱使得2219-T87塞棒的冷變形強化作用完全消失，所以導致2219-T87接頭PM和PTMAZ的硬度降幅較大。

2.3 拉伸過程接頭的變形和斷裂行為

圖5為2219-T87接頭和2A14-T6接頭的工程應力-應變曲線。每種接頭取3個試樣進行拉伸實驗，實驗測得2219-T87接頭的抗拉強度為(343.1±3.1)MPa，伸長率為5.44%±0.32%；2A14-T6接頭的抗拉強度為(348.5±2.7)MPa，伸長率為3.29%±0.25%。由此可見，采用2219-T87塞棒雖接頭強度稍有降低，但塑性變形能力好；而采用2A14-T6塞棒強度提升不大，塑性變形能力變差。

圖5 FPW接頭工程應力-應變曲線Fig.5 Engineering stress-strain curves of FPW joints

圖6，7分別為2219-T87接頭和2A14-T6接頭在拉伸過程中各區域工程應變隨應力變化的DIC測試結果。由圖6，7可知，當應力為50MPa時，兩接頭均處于彈性變形區間，接頭變形均勻，沒有形成明顯的應變集中區，應變增加緩慢；應力為100MPa時，2219-T87接頭的PM和PTMAZ出現局部的應變集中，而2A14-T6接頭變形仍比較均勻；當應力達到200MPa時，2219-T87接頭的應變集中向TMAZ和HAZ擴展，2A14-T6接頭的TMAZ和HAZ也出現了明顯的應變集中；當應力增至250MPa時，2219-T87接頭的應變集中程度進一步加劇，應變集中的范圍也不斷擴大，但接頭變形主要集中在PM和PTMAZ，2A14-T6接頭的PM開始發生少量塑性變形，但接頭變形主要集中在TMAZ和HAZ；當應力超過300MPa時，兩接頭的應變均急速增加，斷裂前兩接頭均發生頸縮現象，但2219-T87接頭的頸縮較2A14-T6接頭明顯。斷裂前兩接頭的應變集中系數分別達到了1.86和1.79。

圖6 2219-T87 FPW接頭應變場的DIC測試結果 (a)σ=50MPa；(b)σ=100MPa；(c)σ=200MPa；(d)σ=250MPa；(e)σ=300MPa；(f)σ=346.2MPaFig.6 DIC results for strain fields under different stresses of 2219-T87 FPW joint (a)σ=50MPa;(b)σ=100MPa;(c)σ=200MPa;(d)σ=250MPa;(e)σ=300MPa;(f)σ=346.2MPa

圖7 2A14-T6 FPW接頭應變場的DIC測試結果 (a)σ=50MPa；(b)σ=100MPa；(c)σ=200MPa；(d)σ=250MPa；(e)σ=300MPa；(f)σ=351.2MPaFig.7 DIC results for strain fields under different stresses of 2A14-T6 FPW joint (a)σ=50MPa;(b)σ=100MPa;(c)σ=200MPa;(d)σ=250MPa;(e)σ=300MPa;(f)σ=351.2MPa

2.4 拉伸斷口形貌

圖8為2219-T87接頭和2A14-T6接頭拉伸試樣的斷裂位置。由圖8可以看出，2219-T87接頭起裂于接頭下表面的RZ，裂紋在RZ、緊鄰RZ的PTMAZ和TMAZ 3個區域交錯擴展，導致接頭最終斷裂；而2A14-T6接頭起裂于接頭下表面軟化的TMAZ，穿過RZ，擴展至PTMAZ，從而導致接頭最終斷裂。

圖8 FPW接頭斷裂位置 (a)2219-T87接頭；(b)2A14-T6接頭Fig.8 Tensile fracture positions of FPW joints (a)2219-T87 joint;(b)2A14-T6 joint

圖9 FPW接頭拉伸斷口形貌 (a)2219-T87接頭宏觀斷口形貌；(b)2A14-T6接頭宏觀斷口形貌；(c)區域A微觀形貌；(d)區域B微觀形貌；(e)區域C微觀形貌；(f)區域D微觀形貌Fig.9 Tensile fracture morphologies of FPW joints (a)macro fracture morphology of 2219-T87 joint;(b)macro fracture morphology of 2A14-T6 FPW joint;(c)fracture morphology of region A;(d)fracture morphology of region B;(e)fracture morphology of region C;(f)fracture morphology of region D

圖9(a)，(b)分別為2219-T87接頭和2A14-T6接頭拉伸斷口宏觀形貌，圖9(c)～(f)分別為圖9(a)，(b)中標注位置的微觀形貌。2219-T87接頭的拉伸斷口呈現兩種形態的韌窩，斷裂位置在PTMAZ和TMAZ的韌窩平而淺，但尺寸較大，韌窩底部分布有大尺寸的第二相，說明焊接過程中第二相粒子發生聚集長大(見9(c))；斷裂位置在RZ的韌窩為尺寸較小的等軸韌窩，分布較為均勻(見圖9(d))。2A14-T6接頭斷裂在PTMAZ位置的韌窩較淺，尺寸也較小(見9(e))；而斷裂在TMAZ位置的韌窩則大而深，窩底有尺寸較大的第二相粒子(見9(f))。

3 結論

(1)在優化的焊接工藝下，采用2219-T87塞棒和2A14-T6塞棒均實現對6mm厚2219-T87鋁合金板材的FPW工藝過程，獲得無宏觀缺陷的FPW接頭。

(2)兩種接頭的RZ，TMAZ和HAZ組織特征相近，但2A14-T6接頭的PTMAZ發生了明顯的部分再結晶，發生部分再結晶的區域比2219-T87接頭寬。

(3)兩種接頭均發生局部軟化，2219-T87接頭的最低硬度出現在緊鄰RZ的PTMAZ，最低值為95.6HV；2A14-T6接頭的最低硬度出現在TMAZ，最低值為103HV。

(4)塞棒材料對接頭抗拉強度影響不大，但對伸長率影響顯著，2219-T87接頭抗拉強度可達346.2MPa，伸長率為5.76%；2A14-T6接頭的抗拉強度可達351.2MPa，伸長率為3.54%。

(5)拉伸過程中，2219-T87接頭的變形主要集中在PM和PTMAZ，2A14-T6接頭的變形則主要集中在TMAZ和HAZ；RZ和軟化區是整個接頭的薄弱區，拉伸斷口均呈韌窩形貌。