大軸向力低轉速2219鋁合金拉塞焊工藝探究及接頭性能分析

王立人， 董吉義， 夏春明， 趙慧慧， 呂學奇， 張天理

1. 國焊（上海）智能科技有限公司，上海 201306

2. 上海航天設備制造總廠有限公司，上海 200245

3. 上海工程技術大學 機械與汽車工程學院，上海 201620

4. 上海工程技術大學 材料科學與工程學院，上海 201620

0 引言

近年來，國內外衛星網絡工程的開展對火箭貯箱的高質量制造和缺陷修復工藝提出了新的要求，火箭貯箱的材料和焊接工藝也因此不斷更新。2219鋁合金具有出色的力學性能和焊接性能，是目前制造火箭貯箱的主要材料。國內對使用攪拌摩擦焊技術進行2219 板材連接的工藝研究已有一定積累，正逐步向工程化應用推進［1-3］。相對而言，針對攪拌摩擦焊匙孔修復以及貯箱制造缺陷修補的摩擦塞補焊技術相關研究依然較少。摩擦塞補焊技術根據作用方式的不同，分為頂鍛式和拉鍛式兩種形式［4］。拉鍛式摩擦塞補焊工藝（FPPW）以及圓柱形塞孔設計無需在修補位置設置額外支撐結構，制孔刀具要求低，工程應用難度低，成為國外火箭貯箱修補的主流技術［5-7］。目前，在單軸肩攪拌摩擦焊技術廣泛應用的背景下，手工TIG 焊修補和攪拌針回抽修補等技術是國內主流的匙孔修補方案［8］。但隨著未來貯箱直徑和板厚的增加、全攪拌摩擦焊工藝的應用以及雙軸肩攪拌摩擦焊技術的推廣，摩擦塞補焊技術將成為貯箱制造的關鍵環節。

國內對頂鍛式和拉鍛式摩擦塞補焊均開展了一定的研究。但是，由于國內早年間沒有形成穩定、專業的塞補焊設備供應商，國外又對焊接設備出口設限，因此需要高校自研設備開展焊接實驗。相關研究主要由首都航天機械公司、天津長征火箭制造有限公司和上海航天設備制造總廠有限公司等用戶單位主導，天津大學［9-11］、華東理工大學［12］等高校配合開展了一系列設備研制、工藝研究及接頭性能分析工作。由于設備能力和研究經驗的不足，相關研究在焊接形式、焊接參數區間、塞棒塞孔形式、墊板結構等方面未能充分展開。目前的研究中，焊接形式以頂鍛式為主，拉鍛式摩擦塞補焊相關研究較少。參數區間以高轉速低頂力為主，其他組合較少。工藝參數組合的研究以試錯法為主，采用正交試驗等高效試驗設計方法的較少。塞棒、塞孔、墊板結構參考國外專利公開內容較多，具體研究較少。當前，國內已經出現了能夠提供專業多功能摩擦塞補焊設備的企業，為塞補焊技術的研究提供了良好的設備支持和極大的便利。

本文使用6 mm 厚2219-T87 鋁合金板材和同材料塞棒開展FPPW 工藝試驗，采用了與目前研究較多的高轉速（6 000 r/min 以上）、小軸向力（40 kN以下）［13］相反的低轉速（5 000 r/min以下）、大軸向力（40 kN以上）工藝參數組合，利用正交試驗設計法，推測了參數范圍內較優的工藝參數，并通過試驗同樣得到了無宏觀缺陷的焊縫組織。焊后對接頭內部成形進行X光探傷，對接頭焊縫微觀組織和抗拉強度進行了觀察和測試。

1 試驗材料及方法

試驗材料由上海航天設備制造總廠提供，材料性能穩定，滿足航天設備使用相關標準。其中板材規格為150 mm×150 mm×6 mm。塞板及塞棒母材屈服強度均達到405 MPa，抗拉強度達到455 MPa，斷后伸長率約為10%。

采用三因子正交試驗法設計焊接工藝參數，主要考察主軸轉速、焊接軸向力以及軸向進給量對接頭性能的影響，以及因子之間的交互作用。首先在較大的尺度上對各個工藝參數進行了初步嘗試，轉速范圍涵蓋3 000～6 500 r/min，頂力范圍涵蓋25～60 kN，縮短量范圍涵蓋6～14 mm，并根據初步試驗的焊后宏觀飛邊形貌、抗拉強度等指標，確定了各個參數的較優區間及參數跨度。據此設計的工藝參數因子水平表見表1，正交試驗設計方案及結果見表2。焊接時載荷施加過程為混合過程，以塞棒和塞孔的初始接觸點為原點，在軸向進給量達到設定值前，驅動主軸保持恒定轉速；在進給量達到設定值后，斷開主軸動力，使其自然停止，不額外施加剎車。塞棒、墊板和塞孔的主要結構設計及焊后取樣方式如圖1所示。

圖1 塞棒、墊板、塞孔的主要結構及焊后取樣方式Fig.1 Main structure of plug， supporting plate and plug hole and sampling method after welding

表1 因素水平Table 1 Welding process parametes

表2 正交試驗設計方案Table 2 Orthogonal experimental design scheme

焊后首先對成形接頭兩側進行接頭成形拍攝，然后加工成拉伸試樣，并依據GB/T2651—2008 對所有接頭進行拉伸強度試驗，拉伸速度10 mm/min。根據接頭強度，選取優選參數重新試驗，再次檢測拉伸強度，對焊接橫截面進行拋光，使用Keller試劑腐蝕，并參考GB/T3246.1—2012、GB/T3246.2—2012在光學顯微鏡下觀察接頭微觀金相組織。

2 試驗結果與分析

2.1 最優參數組合

圖2 為接頭外觀成形與內部X 光透射的情況。圖2a顯示塞板上墊板側的9組焊接接頭的塞棒均未斷裂，亦無明顯頸縮；圖2b 顯示塞板另一側的焊縫成形良好，通過進一步觀察可知，塞板兩側的擠出材料在塞棒和塞孔間均填充良好，外側飛邊完整、光滑、無裂紋，有少量絲狀擠出物。圖2c為對9組試驗的接頭內部進行X光探傷的結果，可見接頭內部均結合良好，無明顯裂紋。

圖2 9組試驗焊接接頭外貌及X光探傷Fig.2 Appearance of welded joints and X-ray inspection results

根據三因子正交試驗設計方法，以焊后接頭抗拉強度作為主要指標，對三個因子（轉速、軸向力和進給量）的均值和極差進行計算，計算結果如表2所示。由計算結果可得，在表2 參數下對接頭抗拉強度影響最大的是進給量，其次是軸向力，最后是轉速。圖3為三個工藝參數與表2中均值的關系。橫坐標為三個因子，即轉速、軸向力與進給量的水平數（每因子有三個水平）。由圖3 可知，當轉速為第三水平時（4 000 r/min），軸向力為第三水平（60 kN），進給量為第一水平（6 mm）時，均值最大，故在表1參數范圍內，較優的焊接工藝參數組合為A3B3C1，即轉速4 000 r/min，軸向力60 kN，進給量6 mm。

圖3 轉速、軸向力和進給量與均值的關系Fig.3 Relationship between rotational speed， axial force， feed displacement and mean value.

對通過正交實驗法得到的較優焊接工藝參數組合重新進行焊接試驗，接頭標記為10#，并檢測其力學性能。圖4 為以上10 組參數組合下焊接所得接頭的抗拉強度、屈服強度、延伸率以及和母材的對比。試驗表明，即使焊接接頭宏觀成形良好，X光探傷無缺陷，接頭力學性能依舊有明顯區別。較優焊接工藝參數組合所得焊接接頭強度明顯高于其他組合。通過多次重復試驗得到最大抗拉強度達到372 MPa，屈服極限為242 MPa，斷后伸長率為4.5%，分別為母材的81.7%，59.7%和45%。

圖4 力學性能測試結果Fig.4 Tensile strength and elongation of FPPW joint

2.2 微觀組織分析

10#接頭宏觀形貌與7#、9#、10#接頭對應位置的微觀組織形貌如圖5 所示。圖5 左側為10#接頭宏觀形貌。由圖可知，塞板與塞棒的結合界面附近成形良好，外側飛邊寬度均勻，卷曲半徑小。塞棒一側受熱-力共同作用區不明顯，寬度較小。塞孔在塞棒摩擦熱及擠壓作用下，組織發生顯著改變，整體由圓柱孔變形為貼合塞棒的近似圓錐孔，塑性金屬材料擠壓變長，并向兩側移動，形成飛邊，填充墊塊與塞板之間的空腔。可以看出塞板塑性變形材料受機械作用較大，受熱作用較小。圖5 右側為7#、9#、10#試樣的區域A、B和C中焊縫及其周圍的微觀金相組織形貌。其中，7#試樣焊接時間較長，熱輸入較大、但焊縫區不明顯，9#、10#焊接時間更短、熱輸入更少，卻可見明顯的焊縫區組織。所有接頭塞孔材料均向上下兩個方向移動，沿塞棒運動方向向下移動的材料較多。根據10#接頭的微觀組織可見，焊縫區寬度約為30 μm，晶粒細密，材料熔合良好，無明顯的分界面。圖5中10-A可清晰觀察到，接頭組織可分為塞棒母材區（plug metal，PM）、塞棒熱影響區（plug thermo affected zone，PTAZ）、焊縫區（weld zone，WZ）、塞孔熱力影響區（plug hole thermo-mechanical affected zone，PHMAZ）和塞板母材區（base metal，BM）五個部分。

圖5 7#、9#、10#接頭焊縫位置不同區域微觀金相組織Fig.5 Microstructure observed under optical microscope for different regions of weld on FPPW joint

總體來看，低轉速、大軸向力的參數組合加快了塞棒的進給速度和塞孔的變形速度，使焊接時間及熱輸入明顯降低，接頭組織受熱影響極小，受機械作用更明顯，但是焊縫處依然能夠實現材料良好的冶金結合。通過減小熱影響區的范圍，可使得焊接接頭的力學性能得到提升，如圖4 所示。而焊接時間過長反而不利于焊縫區組織的生成。

2.3 斷裂分析

圖6為接頭拉伸試樣的斷裂位置和形態。各試樣的宏觀斷口均位于塞棒與塞板的結合面位置，均呈“圓弧狀”，這說明拉伸過程中接頭沿著結合面附近的特定區域發生斷裂。一般認為，斷裂發生在結合面附近的塞孔熱力影響區。因為2219 Al 為時效處理和冷變形強化鋁合金，結合面附近的母材受到熱和力的共同作用后，沉淀相溶解或轉變為粗大相，冷變形強化作用消失，發生局部組織軟化，導致抗拉強度降低，是接頭上的薄弱環節［6］。對圖6 中所有試樣的斷裂方式進行分析發現，6#、8#、9#以及10#試樣的斷裂方式與其他試樣略有不同。在其他文獻［14-15］的研究以及本組試驗的其他試樣中，無論是頂鍛式還是拉鍛式塞補焊接頭，通常為一側結合面附近斷裂或頸縮，另一側結合面附近無明顯變化，說明接頭強度沿圓周方向分布不均勻。而6#、8#、9#以及10#試樣均表現為兩側結合面附近均勻頸縮，并在其中一側最終斷裂，說明其接頭強度分布均勻性更好，這在一定程度上減少了應力集中，提升了焊接接頭的整體拉伸強度（見圖4）。

圖6 試樣斷裂情況Fig.6 Fractures photographs of FPPW joints

接頭強度的均勻性可能與焊接過程中塞棒的跳動以及塞棒與塞孔間的同心度有關。由于試樣加工本身及其安裝具有隨機性，在焊前檢查中，10#試樣焊前徑向跳動小于0.1 mm，與塞孔同心度小于0.1 mm，而強度較低的試樣徑向跳動為0.15～0.3 mm，與塞孔同心度大于0.15 mm。較小的徑向跳動及同心度可以提升呈圓周方向分布的結合面及其附近組織與力學性能的均勻性，從而提高接頭強度。

3 結論

采用三因子正交實驗法探究大軸向力、低轉速工藝參數組合對焊接接頭力學性能的影響，對國內拉鍛式摩擦塞補焊工藝參數研究區間進行了拓展和補充，得到主要結論如下：

（1）工藝參數對焊接接頭抗拉強度的影響由大到小為進給量、軸向力和轉速，在本文給定的參數區間內，較優工藝參數組合為轉速4 000 r/min、軸向力60 kN和進給量6 mm。

（2）較優工藝參數組合下，焊接接頭抗拉強度為372 MPa，屈服強度為242 MPa，延伸率為4.5%，分別達到母材的81.7%、59.7%和45%。

（3）焊接接頭附近材料組織熱影響區小，受機械作用更明顯，材料流動變形明顯，焊縫區域窄。較小的熱影響區是提高接頭強度的原因之一。

（4）較小的徑向跳動以及同心度將提升結合面及其附近組織與力學性能的均勻性，減少接頭應力集中，間接提升接頭強度。