攪拌針長度對2A14鋁合金鎖底結構攪拌摩擦焊接頭組織和性能的影響

宋建嶺，趙英杰，孫廣達，梁 濤，周 利

(1.天津航天長征火箭制造有限公司，天津 300462；2.哈爾濱工業大學(威海)，山東省特種焊接技術重點實驗室，威海 264209)

0 引 言

2A14(Al-Mg-Si-Cu)鋁合金屬于可熱處理強化鍛造鋁合金，具有比強度高、塑韌性好、耐腐蝕性能和耐熱性能優良等特點，廣泛應用于船舶、航空航天等領域。該鋁合金的焊接性能較差，采用傳統焊接方法往往會產生氣孔、熱裂紋等缺陷[1-3]，從而顯著降低接頭的力學性能。攪拌摩擦焊(friction stir welding，FSW)作為一種固相連接技術，不需要填充材料和保護氣體，并且焊接熱輸入低，能有效避免上述焊接缺陷，且焊后結構的殘余應力和變形小，在2A14鋁合金重要結構件的連接中具有良好的應用前景[4-7]。

鎖底接頭由具有一定深度的對接接頭和搭接接頭復合而成，是運載火箭貯箱叉形環與短殼的主要連接形式。采用FSW連接時，攪拌針長度會影響搭接接頭界面的缺陷形貌和遷移量，從而影響鎖底接頭的力學性能[8-9]。郝云飛等[10]對2219鋁合金鎖底接頭進行攪拌摩擦焊，發現短殼一側內部金屬的塑性流動使得搭接界面向上彎曲，導致接頭的有效承載厚度減小，接頭系數顯著降低。邢麗等[11]采用長度為3.3 mm的攪拌針研究了軸肩下壓量對攪拌摩擦搭接焊接頭界面遷移和力學性能的影響，結果表明攪拌針長度大于板厚且有一定的軸肩下壓量時搭接界面發生向下遷移，且遷移量隨軸肩下壓量的增加而增加。湯化偉等[12]研究了攪拌針長度和前進側位置對4 mm厚7075-T6鋁合金鎖底接頭力學性能的影響，發現當攪拌針長度與蓋板厚度相同時，接頭的力學性能最優。

作者對由2A14鋁合金退火態叉形環和淬火+人工時效態短殼組成的鎖底結構進行攪拌摩擦焊，研究了攪拌針長度對接頭顯微組織和力學性能的影響，為選擇最佳的攪拌針長度提供試驗參考。

1 試樣制備與試驗方法

試驗材料為2A14鋁合金軋制板材，化學成分如表1所示。其中叉形環熱處理狀態為退火態(M態)，實測抗拉強度為168～177 MPa；短殼熱處理狀態為淬火+人工時效狀態(CS態)，實測抗拉強度為481～496 MPa。鎖底接頭的橫截面尺寸如圖1所示，槽深為6 mm。

表1 2A14鋁合金的化學成分(質量分數)Table 1 Chemical composition of 2A14 aluminum alloy (mass) %

圖1 鎖底接頭橫截面尺寸Fig.1 Dimension of lock bottom joint cross section

采用位移控制模式的LQH-G15龍門式攪拌摩擦焊設備進行焊接試驗，通過前期的試驗探索確定焊接工藝參數：攪拌頭轉速500 r·min-1，焊接速度180 mm·min-1，主軸傾角2.6°。攪拌針長度分別為4.0，5.0，6.0，6.5，7.0 mm。焊后在試樣上截取尺寸為35 mm×10 mm×6 mm的金相試樣，經磨拋，采用凱勒試劑(95 mL H2O+2.5 mL HNO3+1.5 mL HCl+1 mL HF)腐蝕后，在Olympus-GX51型光學顯微鏡(OM)和Zeiss-MERLIN Compact型場發射掃描電鏡(SEM)下觀察接頭橫截面形貌和顯微組織；采用ARTCAM-300SSI-C型數字轉塔顯微硬度計測試接頭的硬度，載荷0.98 N，保載時間10 s，測試點位于距焊縫上表面3 mm深度處，相鄰測試點間距為1 mm；根據GB/T 228.1—2010，在Instron 5967型拉伸試驗機上進行拉伸試驗，拉伸速度為1 mm·min-1，試樣尺寸如圖2所示，拉伸方向垂直于焊接方向。采用TESCAN VEGA3型掃描電鏡(SEM)觀察拉伸斷口形貌。

圖2 拉伸試樣尺寸Fig.2 Dimension of tensile sample

2 試驗結果與討論

2.1 宏觀形貌

由圖3可知：不同攪拌針長度下接頭均未出現孔洞缺陷，前進側(AS)焊核區(WNZ)與熱機影響區(TMAZ)的分界清晰，后退側(RS)的模糊。攪拌針長度小于6.0 mm時，接頭對接部分沒有完全焊透，其根部存在較大的未焊透缺陷；攪拌針長度不小于6.0 mm時，焊核區原始搭接界面被完全攪碎，而短殼一側搭接界面清晰可見，這是由于短殼一側原始界面上下母材受到的攪拌作用較弱，界面存在類似弱結合的缺陷[10]。

2.2 顯微組織

由圖4可以看出，2種熱處理態母材的晶粒均沿軋制方向拉長，呈細長狀，且晶內和晶界都均勻分布著大量沉淀相。根據文獻[6,13],可知該沉淀相為Al2Cu。M態母材的晶粒較CS態母材的粗大，晶界更清晰，且沉淀相的數量明顯更少。

圖4 2種熱處理態母材的顯微組織Fig.4 Microstructures of base metals in two heat-treatment states:(a)CS state,OM morphology;(b)CS state,SEM morphology;(c)M state,OM morphology and (d)M state,SEM morphology

由圖5可以看出：由于發生完全回復再結晶，焊核區形成了均勻的等軸晶組織；沉淀相在焊接熱循環作用下發生固溶，同時在攪拌針的機械攪拌作用下細化，分布均勻。

圖5 不同攪拌針長度下焊核區的顯微組織Fig.5 Microstructure of the weld nugget zone with different pin length

由圖6可以看出，隨著攪拌針長度增加，焊核區晶粒尺寸先減小后增大，攪拌針長度為4.0 mm時的晶粒尺寸最大，6.0 mm時的最小。攪拌針的產熱功率計算公式[14]為

圖6 不同攪拌針長度下焊核區的晶粒尺寸Fig.6 Grain size of the weld nugget zone with different pin length

Wpin=2πμωPR2H

(1)

式中：Wpin為焊接過程中攪拌針的產熱功率；μ為攪拌針與被焊工件之間的摩擦因數；ω為角速度；P為圓柱體攪拌針承受的壓力；R為圓柱體攪拌針半徑；H為攪拌針長度。

由式(1)可知，攪拌針的產熱功率隨攪拌針長度的增加而增大。攪拌針長度大于6.0 mm時，產熱功率較高，熱輸入較大，晶粒粗化。攪拌針長度小于6.0 mm時，熱輸入不足，焊核區動態再結晶程度較小，晶粒尺寸較大。

由圖7可以看出：攪拌針長度為6.0 mm時，接頭熱機影響區仍保持著原始母材軋制晶粒形貌。前進側熱機影響區與焊核區界線明顯，晶粒發生彎曲變形，與焊核區晶粒尺寸相差不大；后退側熱機影響區與焊核區界線模糊，晶粒較粗大，與焊核區的晶粒尺寸相差較大。界面形貌的差異推測與前進側和后退側金屬的塑性流動有關：焊接過程中攪拌針周圍大部分金屬受擠壓流向攪拌針后方形成的瞬時空腔內，熱機影響區與焊核區之間過渡平緩，因此界線不明顯[15]；少量位于前進側的金屬在攪拌針的帶動下向前流動，使得焊核區與熱機影響區分界明顯。熱影響區(HAZ)經歷焊接熱循環，不受攪拌針的攪拌和擠壓作用，晶粒尺寸較熱機影響區和焊核區的大，晶粒形態與母材的相似，且前進側熱影響區的晶粒尺寸較后退側的大。

圖7 攪拌針長度為6.0 mm時熱機影響區和熱影響區的顯微組織Fig.7 Microstructures of TMAZ and HAZ with pin length of 6.0 mm

由圖8可以看出：攪拌針長度小于6.0 mm時，部分原始對、搭接界面清晰可見，攪拌針長度不小于6.0 mm時，原始對拉界面消失，形成細小的等軸晶組織，同時后退側短殼焊縫邊緣處發生一定程度的向上彎曲，即出現“Hook”缺陷，上翹遷移量(即“Hook”高度)隨攪拌針長度的增加而增大，與文獻[12]研究結果相同。“Hook”缺陷的產生與焊縫金屬的塑性流動有關：金屬在攪拌針的作用下向下流動至焊縫根部，由于根部溫度較低同時存在未塑化金屬的阻礙作用，塑化金屬向阻力較小、溫度較高的焊縫上部遷移，從而在焊縫邊緣與攪拌針外緣之間形成逆時針封閉流場(環形遷移)[10-11]，如圖9所示。

圖9 鎖底接頭焊接區塑性金屬流動示意Fig.9 Flow diagram of plastic metal in the welding zone of the lock bottom joint

2.3 顯微硬度

由圖10可以看出：前進側M態母材硬度較小，后退側CS態母材硬度較大，因此硬度沒有呈現典型的W形分布；從后退側母材到熱機影響區，硬度逐漸降低，焊核區由于細晶強化[16]作用硬度升高，但仍低于后退側母材的；焊核區硬度在攪拌針長度為6.0 mm時最高，4.0 mm時最低。

圖10 不同攪拌針長度下接頭截面的硬度分布曲線Fig.10 Hardness distribution curves of the joint section with different pin length

2.4 拉伸性能

由圖11可以看出，接頭的抗拉強度和斷后伸長率隨攪拌針長度的增加先增大后減小，且均在攪拌針長度為6.0 mm時達到最大。由霍爾-佩奇公式可知，細化晶粒可以提高材料的強度。因此，攪拌針長度為6.0 mm時的抗拉強度最大，硬度也最高。攪拌針長度小于6.0 mm時，由于鎖底接頭的對接部分存在未焊透缺陷，拉伸性能較低；攪拌針長度不小于6.0 mm時，“Hook”缺陷導致鎖底接頭的有效承載厚度減小，因此拉伸性能下降[10,12]。

圖11 不同攪拌針長度下接頭的拉伸性能Fig.11 Tensile properties of the joint with different pin length

2.5 斷口形貌

由圖12可以看出：攪拌針長度為4.0 mm時，試樣在根部位置起裂；攪拌針長度分別為6.0，7.0 mm時，短殼一側的“Hook”缺陷尖端成為裂紋源，裂紋沿搭接界面擴展至焊核區直至斷裂。由圖13可以看出：攪拌針長度為4.0 mm時，接頭拉伸斷口出現明顯的分層，其中區域Ⅰ為短殼和叉形環對接的根部位置，該區域由于存在未焊透缺陷，應力集中明顯，拉伸時裂紋從此處萌生并擴展至焊核區。結合該試樣的斷后伸長率較低推測Ⅰ區域的斷裂方式為準解理斷裂。區域Ⅱ存在韌窩，斷裂機制為韌性斷裂。因此攪拌針長度為4.0 mm時，接頭的斷裂模式為準解理和韌窩的混合斷裂。當攪拌針長度為6.0,7.0 mm時，斷口出現大量的韌窩和撕裂棱，韌窩內部存在大量的第二相粒子，判斷其斷裂方式為典型的韌性斷裂。

圖12 不同攪拌針長度下接頭的斷裂形貌Fig.12 Fracture morphology of the joint with different pin length

圖13 不同攪拌針長度下接頭的拉伸斷口形貌Fig.13 Tensile fracture morphology of the joint with different pin length:(a)4.0 mm,low magnification morphology;(b)4.0 mm,enlargement of region Ⅰ;(c)4.0 mm,enlargement of region Ⅱ;(d)6.0 mm,low magnification morphology;(e)6.0 mm,enlargement of region Ⅲ;(f)7.0 mm,low magnification morphology and (g)7.0 mm,enlargement of region Ⅳ

3 結 論

(1)不同攪拌針長度下的鎖底接頭均成形良好，未發現孔洞缺陷；攪拌針長度小于6.0 mm時，接頭根部出現未焊透缺陷，攪拌針長度不小于6.0 mm時，短殼一側焊縫邊緣出現“Hook”缺陷，且隨著攪拌針長度增加，“Hook”高度增大。

(2)隨攪拌針長度增加，焊核區晶粒尺寸先減小后增大，拉伸性能先增大后減小，攪拌針長度為6.0 mm時，焊核區晶粒尺寸最小，拉伸性能最好，硬度最高。

(3)攪拌針長度為4.0 mm時，接頭拉伸斷口出現分層，呈準解理和韌窩的混合斷裂模式；攪拌針長度不小于6.0 mm時，接頭呈韌性斷裂。