攪拌針形貌對2219鋁合金攪拌摩擦焊接頭性能的影響

杜海泉，范翼飛，王 一，李 力，柯 權

1.四川航天長征裝備制造有限公司，四川 成都 610100

2.火箭軍裝備部駐成都地區第一軍事代表室，四川 成都 610100

0 前言

2219 鋁合金在-270～300 ℃溫度范圍內都具有優異的服役性能，且其加工性能和焊接性能較好，被廣泛地應用于航空航天領域，已經成為國內外航天火箭貯箱制造的主要結構材料之一［1-3］。雖然2219鋁合金采用TIG焊具有較低的裂紋敏感性，但氣孔缺陷敏感性高，限制了2219鋁合金貯箱的生產應用［4］。攪拌摩擦焊（FSW）作為一種固相連接技術，具有焊接溫度低、變形小、接頭性能好等特點，成為2219鋁合金貯箱制造的優選焊接方法。目前，鋁合金中厚板FSW焊接技術已經較為成熟，并在工業領域得到廣泛應用［5-6］。國內外對FSW焊接過程中復雜的熱力行為、異種材料焊接、焊接缺陷以及接頭性能等進行了大量研究［7-9］。隨著鋁合金服役性能要求的提高，焊件厚度以及接頭質量的要求也越來越高，焊接過程的熱力行為、組織演化及缺陷難以穩定控制。攪拌針作為熱輸入和焊接的關鍵部件，其構型特征對焊接過程和接頭組織及性能有著直接影響［10-12］。

綜上，本文針對攪拌針構型特征對2219鋁合金FSW焊接過程和接頭性能的影響展開研究，采用數值模擬方法對兩種幾何構型特征的攪拌針進行溫度場、流動場、應變速率場及缺陷關聯性仿真，并對不同螺紋特征攪拌針焊接的13 mm 厚板的接頭組織和力學性能進行對比，為焊接過程研究及攪拌頭設計提供依據。

1 試驗材料及方法

1.1 試驗材料

試驗材料采用厚度為13 mm 的2219-T87 鋁合金板材（尺寸為300mm×150mm×13mm），化學成分見表1。

表1 2219-T87鋁合金板材化學成分（質量分數，%）Table 1 Composition of 2219-T87 aluminum alloy（wt.%）

1.2 試驗方法

FSW 焊接工藝：采用對接的方式，攪拌頭轉速450 r/min，焊接速度150 mm/min，攪拌頭傾角2.5°。攪拌頭軸肩直徑28 mm，全螺紋-三平面攪拌針長度為13 mm，攪拌針的螺距和錐角參數見表2。試驗件焊接后均進行X射線無損檢測。

表2 全螺紋-三平面攪拌針結構參數Table 2 Parameters of full-helical tri-planes pin

力學性能測試：拉伸試驗按照國標GB/T 228.1和GB/T 2651進行，13 mm厚2219-T87鋁合金FSW焊接接頭拉伸試樣如圖1 所示。拉伸試驗在CMT5205電子萬能試驗機上完成，為保證測試結果的可靠性，每次試驗至少測試3個試樣。

圖1 接頭拉伸試樣Fig.1 Tensile sample of joint

1.3 計算模型及模擬過程

針對2219-T87 鋁合金在FSW 過程中的熱、力特點［13］建立的溫度-流變應力關系本構模型為：

式中σH、σA、m均為與材料性能有關的參數，取值分別為1.87×108、4.70×108、9.0；T*為歸一化溫度。

焊接過程中材料與攪拌頭摩擦以及材料塑性變形產熱情況采用摩擦-塑性變形聯合產熱模型，摩擦產熱可以表達為：

式中η=0.7，為摩擦產熱中攪拌頭與工件的分配系數；rel為攪拌頭與工件之間的相對速度；τf為摩擦切應力，可以描述為：

式中μf為摩擦系數；σn為攪拌頭與工件界面的法向壓強。塑性變形產熱可以表達為：

式中κ=0.6，為材料塑性產熱的系數；σ為材料的流變應力，由式（1）給出；為材料應變速率。

攪拌頭與工件接觸、摩擦狀態采用滑動-黏著復合模型，用一種近似靜摩擦狀態取代理想靜摩擦狀態，即當界面相對速度小于某臨界值時，界面摩擦被近似看作是靜摩擦狀態［14］。該模型受質量方程、動量方程與能量方程共同控制：

式中ρ為密度；t為時間；為材料運動速度；μ為粘度；H為焓；SV為材料的體熱源，由式（4）塑性變形產熱給出。

模擬過程采用的攪拌頭模型如圖 2 所示，半螺紋-三弧面模型螺紋特征集中在攪拌針接近端部位置，而并未延伸至攪拌針根部，全螺紋-三平面模型具有幾乎布滿整個攪拌針側面的螺紋特征。模擬的焊接工況為：轉速300～600 r/min，焊接速度100～200 mm/min，焊接過程持續100 s。

圖2 攪拌頭模型Fig.2 Models of pins

2 試驗結果及分析

2.1 溫度場、流動場與應變速率場

計算得到的半螺紋-三弧面、全螺紋-三平面攪拌頭焊接過程的三維溫度場如圖3a、3b所示?？梢钥闯?，兩種攪拌頭模型計算得到的溫度場十分相近，焊接過程中高溫區均集中在攪拌頭軸肩附近，半螺紋-三弧面攪拌頭的峰值溫度為508.4 ℃，全螺紋-三平面攪拌頭的峰值溫度為509.4 ℃。此外，兩種攪拌頭在旋轉至不同角度位置時的焊接溫度場仍然具有一致性，說明攪拌針特征并不影響溫度場的分布。這是因為螺紋、平面特征均位于攪拌針位置，并且尺寸差異較小，對焊接熱輸入和焊接溫度場影響不大。圖3c 顯示了模擬計算結果與實際焊接過程的溫度驗證情況，可以看出，仿真溫度在升溫與降溫階段和試驗測量溫度保持良好的一致性。

圖3 計算得到的溫度場及驗證結果Fig.3 Calculated temperature fields and verification results

與溫度場的分布規律類似，流動場（速度場）的分布為軸肩附近較寬、攪拌針附近較窄，如圖4 所示。焊接過程中，兩種攪拌頭模型均在軸肩內側附近存在高速流動區，而在軸肩外側附近，材料流動速度較低，且最高材料流動速度均出現在軸肩附近，分別為0.28 m/s、0.29 m/s。這是因為軸肩具有更大的回轉半徑因而具有更大的線速度，并且軸肩附近材料溫度較高，材料更易流動。在攪拌針弧面特征位置和平面特征附近的材料具有較高的流動速度，在螺紋特征位置，僅在螺紋齒間溝槽內的材料受螺紋齒的驅動具有較大的流動速度，在齒尖附近材料的流動不明顯。但半螺紋-三弧面攪拌針存在光滑柱面，材料的驅動作用較差，在軸肩流動區與螺紋流動區之間存在流動低速區，如圖4c 所示。此外，在低速區，半螺紋-三弧面攪拌頭塑性材料流動方向受到軸肩區和螺紋區的影響，軸肩帶動塑性材料環向流動，而螺紋內塑性材料在豎直方向具有較大的流動速度，因此在低速區塑性材料的流動方向存在突變；而全螺紋-三平面攪拌頭的螺紋特征從攪拌針根部開始延伸至攪拌針端部，不存在無螺紋的柱面，因此在螺紋特征附近，材料流動速度與高速流動區的范圍隨厚度降低而逐漸減小，塑性材料流動方向的變化也較連續，不存在突變情況。

圖4 計算得到的流動場Fig.4 Calculated flow fields

由焊接過程中的速度場計算梯度得到的材料應變速率如圖5 所示，可以看出，與溫度場、速度場的分布規律一致，高應變速率區域呈現“上寬下窄”的特征。

圖5 計算得到的應變速率場Fig.5 Calculated strain rate fields

對于半螺紋-三弧面攪拌頭，全計算域的峰值應變速率為1 918.3 s-1，位于攪拌針中部附近的弧面特征影響范圍內。在軸肩附近，材料的應變速率沿半徑呈先增大后減小的趨勢，這是因為材料能夠隨攪拌頭旋轉發生高速回轉運動，處于黏著狀態。在攪拌針側面，弧面區域對材料有很強的驅動作用，因此能夠在緊貼弧面的弧面影響區內驅動一部分材料高速運動，故此部分材料的應變速率較小，而在此部分材料外側與母材區產生較大應變速率的區域，此區域相較于螺紋特征影響區具有更寬的尺寸，并且接頭根部的變形也更加劇烈。在螺紋區域，材料受螺紋齒的驅動而產生劇烈的流動，由于流動發生在狹窄的接頭根部高速流動區，因此有很大的應變速率（>200 s-1）。對于全螺紋-三平面攪拌頭，峰值應變速率僅為1 516.4 s-1，小于半螺紋-三弧面攪拌頭材料變形情況。這主要是因為平面特征對材料的包裹和驅動作用較弱，因此所產生的應變速率較弧面特征更低，并且全螺紋-三平面攪拌頭的螺紋特征布滿了整個攪拌針側面，能更連續地驅動材料流動，材料流動場的梯度更小。

2.2 攪拌針形貌與焊接缺陷的關聯性

在接頭根部，由于攪拌頭的驅動作用較弱，變形不完全，容易導致未焊透、弱結合缺陷的形成（見圖6a），工件底部附近材料的應變速率低（<5 s-1）。此外，材料的流動場與隧道孔缺陷密切相關，如圖6b、6c所示。在半螺紋-三弧面攪拌頭焊接過程中，A 區域材料的流動速度較低，難以補充被弧面特征驅動而離開初始位置的材料產生的材料空缺，容易產生中部隧道孔缺陷；而在B 區域，材料變形抗力高，材料流動的低速度容易產生底部隧道缺陷。但全螺紋-三平面攪拌頭的螺紋特征在攪拌針側面上具有更完整的分布，材料流動更加連續，不存在如圖6b中A區域所示的中部低速流動區，因此能更好地防止隧道缺陷的產生。

圖6 速率場/速度場與焊接缺陷Fig.6 Correlation between strain rate/flow fields and defects

2.3 接頭拉伸性能與斷裂

6 種螺距/錐角的全螺紋-三平面攪拌針2219-T87 FSW接頭經X射線檢測全部合格，拉伸性能如圖7所示，具體測試結果見表3。試驗件接頭抗拉強度為308.3～335.0 MPa，延伸率為5.0%～6.5%，均達到母材拉伸強度（458.4 MPa［1］）的67.26%～73.08%。當攪拌針螺距為1.5 mm 時，隨著錐角增大，接頭強度增加；當攪拌針螺距為1.7 mm時，隨著錐角增大，接頭強度反而降低，但性能總體差異不大。

圖7 2219-T87 FSW接頭拉伸性能Fig.7 Tensile properties of 2219-T87 FSW joint

表3 2219-T87 FSW接頭拉伸性能Table 3 Tensile properties of 2219-T87 FSW joint

在拉伸試驗過程中，所有試樣斷裂部位均存在一定的頸縮現象，但不明顯。為進一步分析試樣斷裂機制，由4#～6#攪拌針FSW 接頭斷口形貌（見圖8）可知，斷口組織中存在大小不一的韌窩組織，部分韌窩底部還存在第二相顆粒；此外，斷口組織中也存在解理平臺和撕裂棱，說明接頭的斷裂方式以韌性斷裂為主，這與拉伸試驗的延伸率結果一致。

圖8 2219-T87 FSW接頭斷口分析Fig.8 Fracture of 2219-T87 FSW joint

2.4 焊縫橫截面形貌

圖9 為不同錐角和螺距的攪拌針的FSW 焊縫橫截面宏觀形貌，分別對應1#～6#攪拌針。AS表示前進側，RS表示后退側，軸肩尺寸和形狀相同，因此軸肩影響區形貌一致。由于前進側向后退側轉移高溫塑性金屬的能力大于后退側向前進側的轉移能力，軸肩影響區在后退側的面積略大于前進側，呈現出不對稱的分布。在焊縫底部的焊核呈現出不規則的球狀形貌，在焊核周圍有明顯的彎曲軋制流線，特別是在前進側，這是由于焊核區域塑性金屬對周圍軋制母材金屬的擠壓作用造成的。此外，焊核區域尺寸隨著攪拌針錐角的差異呈現出不同的大小，形貌也略有差異。

圖9 接頭焊縫橫截面宏觀形貌Fig.9 Macroscopic morphology of FSW joint

焊核區形狀參數如圖10 所示，可以看出，在相同螺距下，隨著錐角的增大，攪拌針端部直徑越小，焊核區前進側和后退側高度都逐漸增加，并且前進側高度（HA）遠高于后退側高度（HR）。這說明在攪拌摩擦焊接過程中，錐角越大抽吸效應越明顯，焊縫底部的塑性金屬易于向周圍擠壓遷移，導致焊縫底部金屬向上遷移明顯。圖10b顯示了焊核寬度和焊核面積的變化，可以看出，在相同螺距下，由于錐角增大，攪拌針端部直徑減小，焊核寬度下降明顯。并且由于攪拌針總長相同，錐角越大，焊核底部前進側和后退側與水平線的夾角α越小，如圖9所示。攪拌針錐角和端部直徑的變化顯著影響焊核區的橫截面積，錐角越大、攪拌針端部直徑越小，焊核區橫截面積也就越小。

圖10 攪拌針參數對焊核形狀的影響Fig.10 Effects of parameters of pin on the shape of welding core

由攪拌針參數可知，攪拌針螺距越大，在焊接過程中攪拌針每旋轉一圈，其螺紋所攜帶的塑性金屬也就越多，焊縫中塑性金屬的流動就越明顯，焊縫金屬的抽吸和擠壓所用越強；另一方面，攪拌針錐角越小，攪拌針的基體體積就越大，攪拌針與焊接母材摩擦面積增加，在焊接過程中產生的熱量就越多，并且攪拌針的形貌會影響熱量的分布。攪拌摩擦焊接過程中的熱源主要是軸肩和攪拌針與金屬母材的摩擦，溫度分布呈“上寬下窄”，當螺紋深度增加，攪拌針基體體積增大時，產熱增加，且焊件底部溫度增加，焊縫橫截面上的等溫線整體向遠離焊縫中心和向底部偏移。

3 結論

采用流體力學仿真技術，進行兩種構型攪拌頭2219-T87 鋁合金FSW 焊接過程模擬，并對13 mm長全螺紋-三平面攪拌針的螺紋、錐角特征進行了FSW接頭性能研究。主要結論如下：

（1）半螺紋-三弧面、全螺紋-三平面兩種攪拌頭產生的溫度場十分相似，弧面特征與平面特征能夠顯著提高材料的流動速度與應變速率，且弧面特征對于材料的驅動作用強于平面特征，但全螺紋-三平面攪拌頭螺紋特征范圍更大，對材料的驅動作用更強。

（2）全螺紋-三平面攪拌頭FSW焊接中，材料流動更加連續，焊縫中部不存在低速流動區，能更好地防止隧道缺陷的產生。

（3）全螺紋-三平面攪拌針2219-T87 FSW接頭X 射線檢測均無隧道缺陷，抗拉強度達到了母材強度的67.26%～73.08%。

（4）全螺紋-三平面攪拌針螺距增加、錐角減小時，攪拌針基體體積增大，熱輸入增加，且焊件底部溫度升高，焊縫橫截面上的等溫線整體向遠離焊縫中心和向底部偏移。