2219鋁合金薄板拉拔式摩擦塞焊工藝及力學性能優化

趙慧慧， 高焓， 胡藍， 董吉義， 尹玉環， 崔雷

(1.上海航天設備制造總廠有限公司,上海 200245；2.天津大學,天津 300072；3. 天津市現代連接技術重點實驗室,天津 300072)

0 前言

拉拔式摩擦塞焊(Frictionpull plug welding, FPPW)是一種固相焊接技術，主要用于火箭貯箱等薄壁航天構件攪拌摩擦焊匙孔和缺陷的補焊。FPPW主要是利用圓錐形或圓弧形金屬棒(塞棒)穿過待焊工件上的預制通孔(塞孔)，通過高速旋轉和軸向拉拔使塞棒與工件發生劇烈摩擦而產生大量的熱，當塞棒停轉時施加拉鍛力使塞棒與工件形成冶金結合，進而實現孔洞的補焊。FPPW工藝實施過程中，塞棒與其背部支撐機構形成系統內力，因此不需要對貯箱進行剛性支撐，進而省去了復雜的焊接工裝和大剛性焊接裝備。另外，由于FPPW的焊接峰值溫度較低，可大幅減小補焊所帶來的殘余應力及局部軟化，有助于提高貯箱承載能力，因此在運載火箭貯箱制造領域獲得了廣泛關注[1-2]。

焊接工藝穩定性控制是拉拔式摩擦塞焊的技術難點之一。不同于傳統摩擦焊接方式，FPPW是通過劇烈摩擦和軸向擠壓使塞棒側壁與母材結合，因此焊接成形和界面缺陷的控制的難度較大。塞棒幾何尺寸或焊接參數不合適，可能造成拉斷、拉穿等問題，導致焊接失敗。焊接過程的高溫和軸向拉力可能引發塞棒徑縮，使塞棒小端與母材分離，形成根部未焊合缺陷[3]。塞棒幾何形狀對界面附近溫度場、應力/應變場和材料流動的影響很大，材料充分地向上和向下流動，形成飛邊與塞棒連接，可消除近表面未焊合缺陷[4- 5]。焊接過程中，摩擦界面上溫度、應力和應變分布不均勻，導致界面上不同部位的結合性能有所差異。在諸多問題中，結合界面局部產生的弱結合缺陷最為棘手，弱結合缺陷的形成機制復雜、難以控制[6-10]。

由于鋁合金的導熱系數大，建立穩定的溫度場較為困難，一般采用6 500～7 500 r/min的焊接轉速。在焊接轉速一定時，軸向拉力對焊接成形和接頭性能的影響較為明顯[9-11]。為保證良好成形通常要在不降低轉速的情況下提高軸向拉力，這極大地提高了設備負載和工藝實施難度，而且高的熱輸入加劇了焊接熱影響區軟化[12]。試驗表明，對于6 mm厚2A70鋁合金，焊接轉速7 000 r/min、軸向拉力28 kN是較好的焊接參數，當軸向拉力由22 kN升高至28 kN時，焊接接頭的抗拉強度提高約20%，同時延伸率提高2倍[9, 13]。研究表明，通過優化塞棒結構、提高加載速率，可使焊接工藝參數范圍進一步拓寬，但目前相關結果較少，尚不能統計出母材厚度、塞棒結構及軸向拉力之間的定量關系[13-14]。

針對5.5 mm厚2219鋁合金拉拔式摩擦塞補焊開展焊接工藝及接頭力學性能優化研究。采用4種不同幾何形狀的塞棒，分別在相同焊接工藝參數下進行焊接工藝試驗，對比分析塞棒幾何參數對塞補焊接頭成形及界面結合情況的影響，最終確定優化的塞棒幾何參數。在優化的塞棒幾何參數下，開展基于田口方法的正交試驗，綜合分析焊接轉速、軸向拉力和軸向進給量3個主要焊接參數對焊接接頭力學性能的影響，從而實現薄板鋁合金拉拔式摩擦塞補焊工藝及性能的優化。此外，還將分析典型焊接接頭的微觀組織演變特征以及拉伸試驗斷口形貌。

1 試驗材料與方法

試驗選用母材為2219-T87鋁合金，塞棒為2219-T6鋁合金，二者的化學成分見表1。試驗前，測試了2219- T87板材和2219-T6棒材的抗拉強度，分別為465 MPa和385 MPa。如圖1a所示，將2219- T87鋁合金板材切制成270 mm×80 mm試片，在試片中心加工孔徑為30 mm的預制孔，保證孔內壁平整、光潔；將2219-T6棒材加工成4種不同幾何形狀的塞棒，其具體形狀和尺寸如圖1b～1e所示。在焊接試驗前，利用砂紙打磨塞棒表面，去除氧化膜，并用丙酮清洗塞棒表面，去除表面油污。將試片裝卡在試驗工裝上，塞棒與刀柄通過螺紋進行連接，并通過塞棒外圓與刀柄內孔之間的配合保證同軸度。

表1 2219鋁合金化學成分(質量分數，%)

焊接試驗在天津大學研制的拉拔式摩擦塞焊設備上進行，該設備主軸最高旋轉速度為8 000 r/min、最大軸向承載力為60 kN、軸向行程為80 mm，可滿足4～12 mm厚鋁合金拉拔式摩擦塞焊工藝試驗要求。分別采用如圖1所示的4種塞棒，在焊接旋轉速度為7 000 r/min、軸向拉力為30 kN、軸向進給量12 mm的工藝參數下進行焊接試驗，通過金相觀察確定合理的塞棒設計，實現塞棒結構優化。焊后采用線切割切取尺寸為40 mm×70 mm的金相試樣，對表面進行機械研磨拋光，采用凱勒試劑(2 mL HF，3 mL HCl，5 mL HNO3，190 mL H2O)蝕刻試樣表面，時間為10 s。蝕刻后利用OLYMPUS GX51型光學顯微鏡進行金相組織觀察。利用JSM-7800F型掃描電子顯微鏡(SEM)觀察和分析結合界面特征及第二相分布規律，所用加速電壓為15 kV。

圖1 預制孔及塞棒的幾何參數設計

優化塞棒幾何結構后，開展基于田口方法正交試驗，選定焊接轉速(A)、軸向力(B)和進給量(C)為3個因素，并針對每個因素選定3個水平來設計L9(3×3)正交試驗表，具體水平值和正交陣列見表2、表3。每組參數下分別進行3次焊接試驗。如圖2所示，為表示摩擦塞補焊焊縫整體力學性能，采用整板拉伸試樣，即去除上下兩端塞棒多余部分后進行拉伸性能測試。試驗使用MTS-E45伺服萬能試驗機，加載速度為3 mm/min。選取焊接接頭的拉伸力學性能為評價指標，取望大信噪比S/N，即所焊接接頭的抗拉強度越高，表示焊接質量越好；繪制信噪比響應曲線，分析3個因素對焊接接頭質量的影響；通過信噪比及其方差分析方法對接頭抗拉強度貢獻率分析3個因素對焊接質量的影響。從而獲得優化的焊接工藝參數及接頭力學性能。

表2 正交試驗的因素及水平

表3 L9正交表設計

圖2 整板拉伸試樣尺寸

2 結果與分析

2.1 塞棒幾何參數優化

為了研究塞棒幾何參數對焊接接頭成形及焊接缺陷的影響，確定優化的塞棒結構，設置焊接工藝參數不變(焊接旋轉速度為7 000 r/min、軸向拉力為30 kN、軸向進給量12 mm)，采用所設計的1號、2號、3號及4號塞棒進行焊接工藝試驗。圖3為采用不同塞棒結構所獲得的FPPW接頭的宏觀截面形貌，可見采用上述4種塞棒均實現了較好的塞焊成形，塞棒附近的母材向上、下方流動比較充分，并且在試板上、下表面形成了均勻的飛邊。

圖3 采用不同塞棒時拉拔式摩擦塞補焊接頭的宏觀截面形貌

采用1號塞棒時如圖3a所示，在FPPW接頭中結合界面兩側的近上表面位置存在明顯的焊接缺陷。分析認為，在FPPW過程中塞棒圓錐部分首先與塞孔接觸、摩擦，并對其周圍材料形成擠壓作用，隨著塞棒的持續進給，塞棒圓弧段R25作用在母材上時飛邊部位受力更加集中，使飛邊與母材分離所致。采用2號塞棒時，如圖3b所示，塞焊成形及界面結合情況良好，但塞棒圓錐段小端發生了徑縮。采用變錐度塞棒(錐角由30°增加至50°)時，如圖3c所示，塞棒周圍材料流動情況良好，但塞棒與母材之間結合情況較差，而且在飛邊下方仍存在明顯的焊接缺陷。采用4號塞棒時，如圖3d所示，塞棒周圍材料流動比較均勻，未見明顯焊接缺陷。

圖4分別為圖3中對應FPPW接頭結合界面及其附近的金相組織。如圖4a、圖4b所示，采用1號、2號塞棒時，塞棒與母材間的界面結合情況良好，在毗鄰結合界面母材側為細小的再結晶組織，界面上未發現明顯的未焊合情況，但個別部位存在斷續分布的弱結合缺陷。如圖4c所示，在采用3號塞棒所制備的焊接接頭發現了明顯的未焊合缺陷，而且未焊合缺陷主要出現在塞棒小端與母材連接的部位(圖3c)。如圖4d所示，采用4號塞棒時，塞棒與母材的界面結合情況最佳，在整個界面上均未發現未焊合和弱結合缺陷。

圖4 采用不同塞棒時拉拔式摩擦塞補焊接頭的結合界面特征

上述研究結果表明，對于5.5 mm厚2219鋁合金的FPPW，塞棒的幾何形狀對塞焊成形及界面結合質量的影響較大。采用如圖1b、圖1c所示的圓錐+圓弧型塞棒可以顯著改善接頭上部及飛邊部位的界面結合，但對其下部的結合不利，而且焊接過程中塞棒由圓錐形過渡至圓弧形時使界面附近材料的受力狀態發生突變，從而形成近表面缺陷。采用如圖1d所示的變錐度塞棒，不利于塞棒與母材側壁的結合?？梢姡魣A錐段幾何形狀和尺寸的突變對塞棒與母材的界面結合質量有不利影響。相比于上述1～3號塞棒，采用半徑為50 mm的圓弧形塞棒時，塞焊接頭成形及界面結合質量得以明顯改善。因此，所得優化的塞棒結構為如圖1e所示的4號塞棒，其圓弧段小端直徑為32 mm、長度為16.17 mm。

2.2 組織分析

幾何形狀優化后塞棒(4號塞棒)所對應焊接接頭不同區域的金相組織如圖5所示。根據金相組織特征不同，如圖5所示，將焊接接頭劃分為6個區域，分別為1母材區(圖6b)、2焊接熱影響區(圖6c)、3熱機械影響區(圖6d)、4再結晶區(圖6e)、5結合界面區(圖6f)及6塞棒區(圖6g)。如圖6b所示，母材不受FPPW過程的影響，因此在焊后仍保持2219母材的原始微觀組織特征。如圖6c所示，熱影響區的晶粒尺寸明顯大于母材，說明在FPPW過程中經歷的焊接熱循環過程導致了晶粒長大。如圖6d所示，熱機械影響區的晶粒發生了塑性變形和流動，而且塑性變形和流動的方向基本與塞棒的幾何形狀一致，表明該區域在FPPW過程中受到塞棒的強烈擠壓作用，并隨著塞棒的進給沿塞棒軸向方向上流動。

圖5 焊接接頭不同區域的金相組織

如圖6e、圖6f所示，在母材側毗鄰結合界面區域，形成了大量細小、等軸的動態再結晶組織，再結晶區的寬度約為150 μm。分析認為，該區域是FPPW過程中受塞棒摩擦熱作用以及擠壓剪切作用最強烈的區域，在高溫及劇烈塑性變形下發生了動態再結晶。對比圖6e與圖6f發現，在FPPW接頭上部或近上表面位置，再結晶晶粒尺寸比較細小，且存在沿塞棒軸向方向流動跡象；在FPPW接頭下部或近下表面位置，再結晶晶粒尺寸比較粗大，塑性流動跡象明顯減弱。這一特征表明，在FPPW下部，由于塞棒與該區域材料摩擦和擠壓作用時間較長，高溫停留時間較長，容易發生晶粒長大，因此該區域晶粒尺寸明顯大于其他區域。如圖6g所示，塞棒區仍保持其原始組織狀態，即便是在靠近結合界面的區域(圖6e、圖6f)，通過金相觀察也未發現明顯的組織變化?？梢?，在FPPW過程中，塞棒區幾乎不發生塑性變形和再結晶。

圖6 焊接接頭不同區域的金相組織

圖7為圖6中各微觀區域對應的SEM組織照片。如圖7a所示，在2219母材中存在大量粗大的第二相顆粒，主要化學成分為Al2Cu，其主要成因是2219鋁合金母材在凝固過程中的成分偏析。該類粗大的Al2Cu相顆粒主要分布于晶界，容易造成晶界處的應力集中，因此對鋁合金力學性能有不利影響。如圖7b，7c所示，焊接熱影響區Al2Cu相顆粒形態及分布特征與母材類似，而熱機械影響區Al2Cu相顆粒隨著材料的流動而發生流動，但仍主要分布與晶界。在再結晶區，如圖7d所示，Al2Cu相顆粒的尺寸相比母材明顯減小，而且分布更加均勻，表明再結晶區的粗大Al2Cu相顆粒FPPW過程中發生了破碎。圖7e為塞棒與母材結合界面SEM組織，觀察發現結合界面上有大量Al2Cu相，并呈連續帶狀分布，而且界面局部區域氧含量較高。這表明，在FPPW過程中，Al2Cu相可能在結合界面上聚集或再次析出，而且由于塞棒幾乎不發生塑性變形，其表面氧化膜很難被擠出，從而殘留在結合界面上。如圖7f所示，在2219塞棒中同樣存在大量粗大的Al2Cu第二相顆粒，而且在FPPW后未發生明顯變化。

圖7 焊接接頭不同區域的掃面電子顯微鏡組織

2.3 焊接工藝及力學性能優化

使用幾何形狀優化后的塞棒(4號塞棒)根據正交試驗設計的工藝參數共進行9組焊接工藝試驗，每組參數下進行3次試驗，相關焊接參數見表2。焊后通過拉伸試驗測試FPPW接頭的抗拉強度，并計算其信噪比，統計結果見表4。表4中信噪比S/N的計算方法如式(1)～式(3)所示：

表4 9組試驗中FPPW接頭的抗拉強度及信噪比

(1)

(2)

(3)

式中：A，B，C為因素，分別表示焊接轉速、軸向拉力及軸向進給量；i表示水平，即每個因素下所采用的焊接參數，根據正交表設計，在每個因素下有3個水平的試驗，因此i=1，2，3；x表示在相同因素、相同水平條件下的試驗次數，因文中在每組參數下均進行了3次試驗，取x=3。S/N(Ai)，S/N(Bi)，S/N(Ci)分別為焊接旋轉速度(因素A)、軸向拉力(因素B)和進給量(因素C)在i=1，2，3水平下的信噪比計算結果。

由表4的統計結果可知，在第1～3組試驗中，所得FPPW接頭的抗拉強度平均值分別為175 MPa，268 MPa和305 MPa，但數據的分散性較大。其主要原因是，在采用較低的焊接旋轉速度(6 500 r/min)時，塞棒與母材未能實現良好的冶金結合。當軸向拉力由25 kN提高至35 kN時，在相對大的軸向力下FPPW接頭的界面結合情況有所改善，因此接頭的抗拉強度有所提高。在第4～6組試驗中，所采用的焊接旋轉速度由6 500 r/min提高至7 000 r/min時，焊接接頭的抗拉強度提高較為明顯，且在軸向拉力為35 kN時達到最高值357 MPa，表明焊接旋轉速度的提高有助于改善界面結合質量，而且隨著軸向拉力焊接接頭的抗拉強度明顯提高。由第7～9組試驗結果可知，進一步將焊接旋轉速度提高至7 500 r/min時，FPPW接頭的抗拉強度提高幅度不大，但在較小的軸向拉力下(25 kN)，焊接接頭抗拉強度明顯高于旋轉速度較低的情況。

圖8為2219鋁合金FPPW接頭抗拉強度的3個因素對其各自水平的信噪比響應曲線。在旋轉速度(因素A)、軸向拉力(因素B)和進給量(因素C)3個因素中，焊接接頭極限抗拉強度對焊接旋轉速度和軸向拉力的信噪比相應曲線隨水平的變化范圍較大，而進給量信噪比的變化范圍最小。這一結果表明，鋁合金FPPW焊接接頭的抗拉強度對焊接旋轉速度和軸向拉力比較敏感，而且隨著焊接旋轉速度和軸向拉力的提高接頭強度明顯提高，但軸向拉力達到30 kN時，進一步提高軸向拉力對接頭強度的提升效果有所減弱。由信噪比可知，在優化的塞棒幾何形狀參數下：當使用焊接旋轉速度為7 000～7 500 r/min、軸向拉力為30～35 kN，進給量為12 mm的焊接工藝參數時，FPPW接頭應具有較高的抗拉強度；當使用焊接旋轉速度為7 000 r/min，軸向拉力為35 kN，進給量為10 mm時，FPPW焊接接頭的抗拉強度最高，為357 MPa，相當于母材抗拉強度的76.7%。

圖8 FPPW接頭抗拉強度信噪比響應曲線

正交試驗的信噪比方差和貢獻率統計結果如表5所示。表5統計了3個主要因素焊接旋轉速度(A)、軸向拉力(B)及進給量(C)分別對焊接接頭抗拉強度的貢獻率。分析可知，對于焊接接頭的抗拉強度指標，焊接旋轉速度的貢獻率為54.23%，在3個因素中所占比例最大；軸向拉力對接頭強度貢獻率居中，為32.33%；而進給量的影響最小。貢獻率為13.55%。由此可以得知，對于2219鋁合金薄板的FPPW焊接，在一定的塞棒幾何參數條件下，焊接旋轉速度為最重要的焊接工藝參數，在保證旋轉速度為7 000 r/min以上，同時采用30 kN以上的軸向拉力，可獲得優良的接頭強度。

表5 3個因素對抗拉強度的貢獻率

為探究塞補焊接頭力學性能不均勻性，測定了優化工藝后(旋轉速度7 000 r/min，焊接拉力35 kN，進給量10 mm)塞補焊接頭截面的硬度值。如圖9所示，母材硬度最高，達到～120 HV；焊接熱影響區由于受到焊接熱循環作用，晶粒發生粗化，導致該處硬度明顯降低，為～105 HV；熱機械影響區受到塞棒旋轉擠壓和焊接熱循環雙重作用，晶粒發生明顯塑性變形，硬度進一步下降，為～92 HV；再結晶區發生動態再結晶，硬度略有回升；塞棒區未受到焊接過程影響，硬度保持不變。

圖9 塞補焊接頭截面硬度分布

2.4 斷口分析

圖10a、圖10b分別為含有未焊合缺陷及無缺陷2219鋁合金FPPW接頭的拉伸斷口形貌，分別取自試驗組1(抗拉強度168 MPa試樣)和試驗組9(抗拉強度368 MPa試樣)，相關焊接參數見表4。對比可知，含有未焊合缺陷的拉伸斷口表面平整且光滑，斷裂前未發生明顯塑性變形，說明塞棒與母材未實現冶金結合。對于無缺陷的焊接接頭，其拉伸斷口表面有大量細小韌窩，而且韌窩底部有第二相粒子存在，說明第二相粒子是微孔形核位置，斷裂前韌窩發生了明顯塑性變形，接頭呈現韌性斷裂特征。這表明，較低旋轉速度(6 500 r/min)和較低焊接拉力(25 kN)導致的界面未焊合缺陷是導致鋁合金塞補焊接頭拉伸性能降低的主要原因；當界面結合情況良好時，焊接接頭體現了良好的強度和塑性。

圖10 FPPW接頭拉伸斷口SEM照片

3 結論

(1)研究了不同塞棒幾何形狀的焊接成形及界面結合質量的影響，確定優化的塞棒幾何參數為：塞棒為圓弧形(圓弧半徑R=50 mm)、小端直徑為32 mm、圓錐段長度為16.17 mm。

(2)在合適的工藝參數下，塞棒與母材界面實現了良好的冶金結合，毗鄰結合界面的母材側晶粒發生了動態再結晶，熱機械影響區晶粒沿著塞棒的擠壓方向被拉長，而且熱影響區和再結晶區晶粒較母材有所粗化。

(3)正交試驗及分析結果表明，焊接旋轉速度對接頭強度的影響最大，軸向拉力次之，軸向進給量最小。通過工藝優化，所獲得焊接接頭的最優抗拉強度為357 MPa，相當于母材抗拉強度的76.7%，且拉伸斷口表面呈韌性特征。