焊接工藝參數對10 mm厚2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊焊縫質量和性能的影響

趙剛， 顏旭， 王立梅， 柴煜， 郝云飛

(首都航天機械有限公司,北京100076)

0 前言

攪拌摩擦焊技術問世以來，率先得到了全球各宇航機構的青睞，并廣泛應用于以運載火箭貯箱為代表的大型航天鋁合金結構件的制造中[1-3]。然而很長一段時間內主要應用單軸肩攪拌摩擦焊技術, 隨著單軸肩攪拌摩擦焊技術一些固有問題的逐漸顯現(根部弱結合缺陷難以徹底解決、焊縫減薄、焊接軸向載荷大、工裝結構龐大復雜等)，以美國NASA為代表的宇航機構率先開展了雙軸肩攪拌摩擦焊技術方面的研究與應用。從研究結果來看，雙軸肩攪拌摩擦焊技術在根本性解決弱結合缺陷問題、焊縫減薄控制、焊接過程自適應控制、焊縫質量與組織均勻性控制以及高速焊接等多個方面具有無可比擬的優勢，且逐步替代原有的單軸肩攪拌摩擦焊技術[4-5]，目前已在新一代獵戶座載人飛船、AresI運載火箭、新一代重型運載火箭(SLS)等產品上得到全面應用。緊密跟蹤國外攪拌摩擦焊技術發展趨勢，在2010年前后國內諸多研究機構開始了雙軸肩攪拌摩擦焊技術研究工作，在雙軸肩攪拌頭設計[6]、焊接工藝優化[7-8]、接頭組織和性能分析[9-10]及焊接數值模擬[11]等方面得出大量的研究成果，且在高鐵、航天領域實現了小范圍驗證應用。但統觀國內公布的雙軸肩攪拌摩擦焊技術研究文獻資料，可以發現大多數都集中在中薄板鋁合金焊接范疇(4～6 mm)，超過8 mm厚度的鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊研究工作非常少[12]，僅少數單位嘗試過10～12 mm厚鋁合金的雙軸肩攪拌摩擦焊[13-14]。這也折射出國內的鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊技術水平與國外還存在較大的差距。基于此，為了進一步拓展國內的雙軸肩攪拌摩擦焊技術，文中以國內新一代運載火箭某模塊共底貯箱中最厚的10 mm厚2219C10S態鋁合金對接焊縫為研究對象，基于自主設計的浮動式雙軸肩攪拌頭，詳細研究了工藝參數對10 mm厚板鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊焊縫質量和性能的影響。

1 試驗方法

焊接試驗所用材料尺寸為600 mm×150 mm×10 mm的2219C10S高強鋁合金板材(抗拉強度為440 MPa，斷后伸長率為15%)，焊接接頭形式為I型等厚對接接頭。焊接試驗在上海拓璞數控科技股份有限公司的臥式攪拌摩擦焊接設備上進行；所用攪拌頭為自主設計的浮動式雙軸肩攪拌頭(圖1)。上下軸肩直徑均為φ23 mm，軸肩表面為對稱分布的雙阿基米德螺旋線結構；為增加對產品裝配適應性，軸肩端面為凸球面結構。攪拌針直徑為φ11 mm，外表面為大螺距、粗牙結構的左/右螺紋結構，同時每間隔120°增加1個平面結構。

圖1 試驗所用雙軸肩攪拌頭

通過分析可知，鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊焊縫質量和性能對焊接過程中的熱輸入較為敏感，即焊接工藝參數中的攪拌頭轉速選擇較為重要。文中以焊縫成形和超聲相控陣檢測結果為判據，首先對攪拌頭轉速進行工藝優化(焊接速度固定為300 mm/min)；進而在轉速確定的基礎上，研究焊接速度對焊縫成形、內部質量及接頭性能的影響規律。焊接工藝試驗方案列于表1和表2。每組參數制備1個焊接試樣，從每個試樣上截取1個金相試樣，用混合酸(1 mL HF+1.5 mL HCl+2.5 mL HNO3+95 mL H2O)溶液對拋光后的試樣進行腐蝕，進行金相組織分析和顯微硬度測試。按照國家標準GB/T 2651—2008《焊接接頭拉伸試驗方法》分別取6個拉伸子樣，在MTS-810電子拉伸試驗機上進行拉伸試驗，測試接頭拉伸力學性能。對斷裂后的子樣進行金相觀察，分析斷裂位置。

表1 攪拌頭轉速試驗方案

表2 焊接速度試驗方案

2 試驗結果與討論

2.1 焊接工藝參數對焊縫表面成形的影響

當焊接速度為300 mm/min時，不同轉速的焊縫表面成形如圖2所示。從圖中可以看出，隨著轉速的提高，焊縫成形呈現逐漸變差趨勢。當轉速為200 r/min時，焊縫成形良好，魚鱗紋清晰、均勻且焊縫表面不存在目視可見的焊接缺陷。當轉速提升至250 r/min時，焊縫前進側開始喪失魚鱗紋特征，具體表現為明顯的魚鱗紋擦傷、剝離等現象，且該現象貫穿整個焊接過程(該現象為金屬擦傷缺陷)，在焊縫中部、后退側依舊可以觀察到清晰、均勻的魚鱗紋。當轉速為300 r/min時，可以發現金屬擦傷情況愈加嚴重，在寬度方向上從前進側往后退側蔓延，幾乎占焊縫寬度的1/3～1/2，且在焊縫中間部位存在目視可見的表面缺陷，同時焊縫后退側存在大量呈塑性狀態的飛邊，焊縫表面下凹，尤其是前進側存在較為嚴重的減薄情況。需要說明的是，金屬擦傷缺陷是鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊工藝在大熱輸入條件下(轉速過高或焊接速度過低)焊縫表面成形特有的一種物理現象，主要表現為正、反面成形的魚鱗紋紋路特征模糊，產生破損、擦傷或剝離，通常產生于焊縫前進側位置表面或淺表面。隨著焊接熱輸入的逐漸增大，會向焊縫后退側蔓延，且金屬擦傷程度也會愈加嚴重[15]。

圖2 不同轉速焊縫表面成形

對圖2中所述3組參數下的試樣進行超聲相控陣檢測，檢測結果顯示，只有轉速為200 r/min的雙軸肩攪拌摩擦焊焊縫無內部超標缺陷，達到了I級接頭質量要求；而當轉速n≥250 r/min時，焊縫內部存在超標缺陷信號。從超聲相控陣檢測結果可以看出，200 r/min轉速的鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊焊縫的焊核區形貌呈“啞鈴形”，即焊核區的上、下表面最寬，厚度中心最窄。根據焊核區輪廓形貌與接頭性能的相互關系來看，焊核區呈現“啞鈴形”[16]，即代表接頭性能較為理想，因此文中將10 mm厚2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊的轉速確定為200 r/min。

當轉速為200 r/min時，不同焊接速度下的雙軸肩攪拌摩擦焊試驗結果如圖3所示。從圖中可以看出，100～400 mm/min焊接速度下的焊縫成形良好，焊縫表面平整光滑，魚鱗紋分布均勻，無目視可見焊接缺陷存在。雙軸肩攪拌摩擦焊焊縫兩側的飛邊量非常小，甚至無飛邊。同時隨著焊接速度的提升，焊縫表面魚鱗紋的間距逐漸增大，單個魚鱗紋在焊縫長度方向上也變得越來越厚，在厚度方向上變得越來越高。對上述6組試樣進行超聲相控陣檢測，結果顯示無內部超標缺陷，達到了I級接頭質量要求。

圖3 不同焊接速度的雙軸肩攪拌摩擦焊焊縫表面形貌

2.2 焊縫組織形貌

圖4是n=200 r/min，v=100～400 mm/min工藝參數下的雙軸肩攪拌摩擦焊接頭橫截面宏觀組織形貌，從圖中可以看出，與中薄板(4～6 mm)2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭相比，10 mm厚2219鋁合金浮動式雙軸肩攪拌摩擦焊接頭宏觀形貌展現出相似的規律，但也展現出一些新特征，具體如下。

不同焊接速度的10 mm厚雙軸肩攪拌摩擦焊接頭無明顯可見缺陷，均由母材區、熱影響區、熱力影響區、焊核區組成；前進側熱力影響區與焊核區的交界處過渡急劇，而后退側熱力影響區與焊核區過渡則比較平滑，存在一定寬度的過渡區域。

圖4 不同焊接速度雙軸肩攪拌摩擦焊接頭宏觀組織形貌

超聲相控陣檢測結果：焊接速度100～400 mm/min的焊核區均呈“啞鈴形”，或者說熱力影響區與焊核區交界處均呈現出“拋物線輪廓”。隨著焊接速度的逐漸增加，前進側、后退側熱力影響區的拋物線輪廓越發趨于陡峭，且前進側的變化趨勢尤為明顯；隨著焊接速度的逐漸增加，后退側熱力影響區與焊核區的過渡區域越來越窄，且過渡界面越發趨于清晰。

焊核區的有效寬度隨著焊接速度的增加隨之逐漸下降，即兩側熱力影響區的拋物線輪廓頂點越來越靠近焊縫中心。

10 mm厚2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭橫截面的焊核區同樣存在“洋蔥圓環”結構，且大致可以分為5個區域(圖5)。區域Ⅰ和Ⅱ的焊核區分別呈現“開口向上”、“開口向下”趨勢的層狀圓弧結構，類似“碗狀”，兩者基本上以焊縫厚度中心和寬度中心對稱；從圖5可以看出，隨著焊接速度的逐漸增加，區域Ⅰ和Ⅱ的碗狀開口直徑越來越大，且越來越深，直至焊縫厚度中心；區域V位于區域Ⅰ和Ⅱ之間，類似團狀，可以觀察到層狀結構，說明該區域內的塑性金屬流動很充分。該區域是由攪拌針上的左、右反螺紋引發的沿軸向且向焊縫中心流動的塑性金屬相互作用形成的。該現象在4～6 mm接頭中未觀察到，在10 mm接頭中首次觀察到(注：英國焊接研究所TWI在進行15～20 mm厚5XXX鋁合金的雙軸肩攪拌摩擦焊焊縫也觀察到了相同的現象)。需要說明的是，隨著焊接速度的逐漸增加，區域V的面積逐漸減小，甚至逐漸消失；臨近前進側的區域III，整體走向呈弧形，與前進側熱力影響區的拋物線輪廓相似。區域III內的塑性金屬可以觀察到顯著的層狀結構，這說明該區域內的塑性金屬沿軸向、周向的運動均非常劇烈；隨著焊接速度的增加，該區域面積減小，其弧形走向越發趨于陡峭，另外內部的塑性金屬層狀紋路越發趨于模糊，這與焊接熱輸入逐漸下降引起的焊縫內部塑性金屬總量及塑性金屬運動速度下降有直接關系的；臨近后退側同樣呈弧形走向的區域IV，在焊接速度較低時(100～150 mm/min)可觀察到層狀結構，但隨著焊接速度超過200 mm/min，該區域的焊核等軸晶均勻分布，觀察不到任何帶有趨勢性的分布。

圖5 雙軸肩攪拌摩擦焊接頭焊核區分區

2.3 焊接接頭橫截面顯微硬度

圖6為100～400 mm/min焊接速度下的10 mm雙軸肩攪拌摩擦焊接頭顯微硬度分布趨勢，測量位置為焊縫厚度中心，從前進側母材橫跨焊縫中心直至后退側母材，每間隔0.5 mm測量一個點。圖中橫坐標0點為焊縫中心，負值區域為焊縫前進側，正值區域為焊縫后退側。從圖中可以總結出以下3點規律。

圖6 雙軸肩攪拌摩擦焊接頭顯微硬度分布

焊縫橫截面顯微硬度分布趨勢整體呈現出W形，即母材區顯微硬度最高，熱影響區次之，跨入熱力影響區后達到最低值，進入焊核區后顯微硬度開始升高。對熱力影響區來講，通常后退側的顯微硬度更低。

隨著焊接速度的逐漸提高，焊接熱輸入逐漸降低，整個熱力影響區、焊核區的顯微硬度逐漸提高。

從分布趨勢上看，前進側、后退側熱力影響區顯微硬度最低點之間的寬度逐漸下降，與焊縫橫截面宏觀形貌的觀察結果相印證。這是由焊接熱輸入逐漸下降，導致整個封閉擠壓模內的塑性金屬總量逐漸下降造成的。

對10 mm雙軸肩攪拌頭焊接的6個工藝參數試樣進行拉伸性能測試，每個試樣上取6個子樣。將各工藝參數下的力學性能數據進行統計(取平均值)，接頭抗拉強度、斷后伸長率隨焊接速度的變化規律如圖7所示。從圖中可以看出，焊接速度對接頭抗拉強度具有顯著性的影響，隨著焊接速度從100 mm/min增加至400 mm/min，接頭平均抗拉強度從310 MPa快速升高至335 MPa；然而接頭斷后伸長率隨著焊接速度的變化則變化不大，各個工藝參數下斷后伸長率平均值總體穩定在7.0%～7.5%。接頭強度系數及接頭與母材的拉伸曲線對比情況分別如表3和圖8所示，可以看出接頭具有良好的塑性變形能力。

圖7 焊接速度對雙軸肩攪拌摩擦焊接頭拉伸性能的影響

表3 接頭強度系數

圖8 母材與接頭拉伸曲線對比情況

圖9是焊接速度為100 mm/min，200 mm/min，300 mm/min，400 mm/min的10 mm厚雙軸肩攪拌摩擦焊接頭拉斷后的典型斷裂位置，從圖中可以看出：所有接頭的拉伸斷裂位置全部位于后退側熱力影響區位置，且斷裂面與拉伸方向呈典型的45°斷裂，屬于韌性斷裂。這與顯微硬度測試結果是吻合的，不同焊接速度下的雙軸肩攪拌摩擦焊接頭的顯微硬度最低值均位于后退側熱力影響區與焊核區的交界區域，該區域是整個接頭的薄弱點，拉伸過程中會率先發生塑性變形。圖10是焊接速度100 mm/min和400 mm/min的拉伸斷口的掃描電鏡觀測結果，從圖中可看出，最低、最高焊接速度的接頭斷口上包含大量的韌窩結構，且韌窩中存在第二相粒子，屬于典型的韌性斷裂特征。

圖9 雙軸肩攪拌摩擦焊接頭典型拉伸斷裂位置

圖10 雙軸肩攪拌摩擦焊接頭拉伸斷口形貌

3 結論

(1)轉速對10 mm厚2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊焊縫表面成形具有顯著影響。當轉速高于250 r/min時，焊縫表面前進側出現金屬擦傷缺陷；隨著轉速提高，金屬擦傷愈加嚴重，在寬度方向上向后退側蔓延，當轉速降低至200 r/min時，焊縫成形良好。

(2)焊接速度對10 mm厚2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊焊縫成形影響較小，攪拌頭轉速一定條件下，較大焊接速度范圍內均可得到合格的接頭，隨著焊接速度的增大，焊核區與熱力影響區的拋物線狀界面逐漸更加陡峭，且焊縫前進側變化更加明顯。

(3)10 mm厚2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭橫截面顯微硬度分布呈W形，最小值出現在后退側熱力影響區與焊核區的交界處；隨著焊接速度提高，接頭熱力影響區、焊核區顯微硬度逐漸升高，且前進側、后退側熱力影響區顯微硬度最低點之間的寬度逐漸下降。

(4)當轉速為200 r/min時，焊接速度對10 mm雙軸肩攪拌摩擦焊接頭抗拉強度具有顯著影響，隨著焊接速度從100 mm/min增加至400 mm/min，接頭平均抗拉強度從310 MPa升高至335 MPa；接頭斷后伸長率隨著焊接速度的變化則不敏感，總體穩定在7.0%～7.5%。

(5)接頭拉伸斷裂位置位于后退側熱力影響區，且斷裂面與拉伸方向呈典型的45°；從斷口形貌來看屬于典型的韌性斷裂。