塞棒材料對(duì)鋁合金摩擦塞補(bǔ)焊接頭組織及拉伸斷裂行為的影響

杜 波，楊新岐，孫轉(zhuǎn)平,2，王東坡

( 1天津大學(xué) 天津市現(xiàn)代連接技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300350；2 天津長(zhǎng)征火箭制造有限公司，天津 300451)

鋁合金具有比強(qiáng)度高、斷裂韌度高、焊接性和抗應(yīng)力腐蝕性能好、低溫性能優(yōu)異等特性，在航空航天領(lǐng)域特別是在火箭燃料貯箱結(jié)構(gòu)中得到了廣泛的應(yīng)用[1-3]。

摩擦塞補(bǔ)焊(friction plug welding，F(xiàn)PW)是英國(guó)焊接研究所發(fā)明的一種新型固相補(bǔ)焊技術(shù)。該工藝主要用于攪拌摩擦焊和雙軸肩攪拌摩擦焊尾孔的消除以及其他焊接缺陷的修復(fù)，在火箭貯箱結(jié)構(gòu)的制造過程中具有重要的應(yīng)用前景[4-5]。與傳統(tǒng)的熔焊修復(fù)工藝相比，F(xiàn)PW具有接頭質(zhì)量高、殘余應(yīng)力低、焊接變形小、生產(chǎn)效率高、高效節(jié)能環(huán)保、焊接參數(shù)可控等諸多優(yōu)點(diǎn)。國(guó)外對(duì)FPW進(jìn)行了大量的研究工作，并已經(jīng)成功將其應(yīng)用于火箭貯箱結(jié)構(gòu)的制造[6-8]，國(guó)內(nèi)對(duì)于FPW的研究尚處于起步階段[9-14]。FPW過程會(huì)導(dǎo)致接頭發(fā)生局部弱化，從而影響接頭整體的力學(xué)性能和斷裂行為。

數(shù)字圖像相關(guān)方法(digital image correlation，DIC)是一種基于試樣表面灰度特征獲取被測(cè)物變形信息的光學(xué)測(cè)量方法。該方法具有非接觸、高精度、光路簡(jiǎn)單，受環(huán)境影響小，自動(dòng)化程度高等優(yōu)點(diǎn)，已逐漸成為材料研究領(lǐng)域測(cè)量材料應(yīng)變和變形非常重要的光學(xué)測(cè)量手段[15]。

本研究分別采用2A14-T6和2219-T87鋁合金塞棒，對(duì)6mm厚2219-T87鋁合金板材進(jìn)行了FPW實(shí)驗(yàn)，通過DIC方法對(duì)FPW接頭拉伸過程中的變形和斷裂特征進(jìn)行觀測(cè)，深入認(rèn)識(shí)接頭局部弱化對(duì)FPW接頭變形和斷裂行為的影響，同時(shí)對(duì)接頭的微觀組織、顯微硬度和拉伸斷口形貌進(jìn)行觀察和測(cè)試。

1 實(shí)驗(yàn)材料與方法

母材采用2219-T87鋁合金，所用實(shí)驗(yàn)板規(guī)格為200mm×80mm×6mm；塞棒材料為2219-T87鋁合金和2A14-T6鋁合金。2219-T87鋁合金的抗拉強(qiáng)度為455MPa，伸長(zhǎng)率為10%；2A14-T6鋁合金的抗拉強(qiáng)度為480MPa，伸長(zhǎng)率為10%。2219-T87鋁合金和2A14-T6鋁合金的化學(xué)成分見表1。

表1 2219-T87鋁合金和2A14-T6鋁合金的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)Table 1 Chemical compositions of 2219-T87 and 2A14-T6 aluminum alloy (mass fraction/%)

所有FPW工藝實(shí)驗(yàn)均在天津大學(xué)自主設(shè)計(jì)研制的大功率摩擦柱塞焊接系統(tǒng)上完成。圖1(a)為塞棒和塞孔的形狀尺寸，通過初步工藝實(shí)驗(yàn)，選取優(yōu)化的工藝參數(shù)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)(焊接轉(zhuǎn)速7500r/min，焊接壓力30kN，頂鍛壓力35kN，保壓時(shí)間5s，塞棒壓入量5mm)。

金相試樣經(jīng)磨光、拋光后用keller試劑進(jìn)行腐蝕，隨后使用OLYMPUS GX51 光學(xué)顯微鏡觀察接頭的顯微組織。硬度測(cè)試采用432SVD自動(dòng)轉(zhuǎn)塔數(shù)顯維式硬度計(jì)進(jìn)行測(cè)量，載荷1000g，加載時(shí)間10s。圖1(b)為拉伸試樣尺寸，試樣經(jīng)線切割切取后，表面用砂紙打磨光滑，隨后進(jìn)行噴漆處理在試樣表面形成斑點(diǎn)。拉伸實(shí)驗(yàn)在CSS-44100 電子萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，加載速率3mm/min，同時(shí)使用CCD相機(jī)采集圖像，圖像采用Vic-2D軟件處理獲得試樣拉伸過程中的變形數(shù)據(jù)。采用Hitachi-S4800掃描電鏡對(duì)拉伸斷口的宏觀與微觀形貌進(jìn)行觀察。

圖1 接頭設(shè)計(jì)及拉伸試樣尺寸(a)接頭設(shè)計(jì)；(b)拉伸試樣Fig.1 Dimensions of joint design and tensile specimen(a)joint design;(b)tensile specimen

2 結(jié)果與分析

2.1 宏觀形貌及微觀組織特征

圖2(a)，(b)分別為采用2219-T87塞棒和2A14-T6塞棒得到的FPW接頭的宏觀形貌(以下簡(jiǎn)稱2219-T87接頭和2A14-T6接頭)。由圖2可以看出，2219-T87接頭和2A14-T6接頭均由塞棒區(qū)(plug metal，PM)、塞棒熱力影響區(qū)(plug thermo-mechanically affected zone，PTMAZ)、再結(jié)晶區(qū)(recrystallized zone，RZ)、熱力影響區(qū)(thermo-mechanically affected zone，TMAZ)、熱影響區(qū)(heat affected zone，HAZ)和母材區(qū)(base metal，BM) 6個(gè)部分組成。兩種接頭的整體形狀較為相近，但接頭PM和PTMAZ的組織差異較為明顯。

圖2 FPW接頭的宏觀形貌 (a)2219-T87接頭；(b)2A14-T6接頭Fig.2 Macrographs of FPW joints(a)2219-T87 joint;(b)2A14-T6 joint

圖3為圖2中標(biāo)注位置A～H的顯微組織。FPW過程中發(fā)生了劇烈的熱力耦合作用，塞棒與塞孔側(cè)壁接觸界面處發(fā)生的熱力作用最為劇烈，材料迅速軟化并發(fā)生劇烈的塑性流動(dòng)，2219-T87接頭和2A14-T6接頭的摩擦界面都發(fā)生了再結(jié)晶，形成均勻細(xì)小的等軸晶粒。RZ的寬度隨著接頭的厚度也有明顯的不同，這主要與焊接過程中的材料流動(dòng)和摩擦?xí)r間有關(guān)(見圖3(a)～(c)，圖3(e)～(g))。緊鄰RZ的PTMAZ發(fā)生了部分再結(jié)晶，而稍微遠(yuǎn)離RZ的PTMAZ在熱力作用下只發(fā)生了塑性變形。對(duì)比2219-T87接頭和2A14-T6接頭的PTMAZ可以發(fā)現(xiàn)，2A14-T6接頭發(fā)生部分再結(jié)晶的區(qū)域明顯比2219-T87接頭寬，并且晶粒尺寸也較小(見3(d)，(h))。2219-T87接頭和2A14-T6接頭的TMAZ和HAZ的微觀組織差別不大，在之前的研究中已做過詳細(xì)介紹，在此不再贅述[12-14]。

圖3 FPW接頭的微觀組織 (a)區(qū)域A；(b)區(qū)域B；(c)區(qū)域C；(d)區(qū)域D；(e)區(qū)域E；(f)區(qū)域F；(g)區(qū)域G；(h)區(qū)域HFig.3 Microstructures of FPW joints (a)region A;(b)region B;(c)region C;(d)region D;(e)region E;(f)region F;(g)region G;(h)region H

2.2 硬度分布特征

圖4(a)，(b)分別為2219-T87接頭和2A14-T6接頭的硬度分布。實(shí)測(cè)2219-T87鋁合金板的平均硬度為146.5HV，2219-T87鋁合金棒材平均硬度為141HV，2A14-T6鋁合金棒材的平均硬度為133.6HV。對(duì)2219-T87接頭而言，硬度從HAZ開始降低，HAZ的最低硬度約為115HV； PM和PTMAZ出現(xiàn)明顯軟化，硬度在95～100HV范圍內(nèi)波動(dòng)，最低硬度出現(xiàn)在靠近RZ的PTMAZ，最低值為95.6HV；TMAZ的硬度略高于PTMAZ。

圖4 FPW接頭硬度分布 (a)2219-T87接頭；(b)2A14-T6接頭Fig.4 Hardness distributions of FPW joints (a)2219-T87 joint;(b)2A14-T6 joint

而2A14-T6接頭PM的硬度降幅較小，略低于母材硬度，約為125～130HV；在緊鄰RZ的PTMAZ，硬度值略高于PM，約為135～140HV，這是由于PTMAZ發(fā)生部分再結(jié)晶，晶粒得到細(xì)化，使得硬度小幅提高；接頭的TMAZ和HAZ出現(xiàn)軟化，最低硬度出現(xiàn)在TMAZ，最低值為103HV。

PM的硬度分布趨勢(shì)主要與兩種塞棒材料的強(qiáng)化機(jī)制有關(guān)，2A14-T6塞棒為時(shí)效強(qiáng)化，而2219-T87塞棒則是通過時(shí)效+冷變形強(qiáng)化。PM雖然遠(yuǎn)離RZ，但散熱條件較差，兩種塞棒都發(fā)生了一定程度的過時(shí)效，但焊接熱使得2219-T87塞棒的冷變形強(qiáng)化作用完全消失，所以導(dǎo)致2219-T87接頭PM和PTMAZ的硬度降幅較大。

2.3 拉伸過程接頭的變形和斷裂行為

圖5為2219-T87接頭和2A14-T6接頭的工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線。每種接頭取3個(gè)試樣進(jìn)行拉伸實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)測(cè)得2219-T87接頭的抗拉強(qiáng)度為(343.1±3.1)MPa，伸長(zhǎng)率為5.44%±0.32%；2A14-T6接頭的抗拉強(qiáng)度為(348.5±2.7)MPa，伸長(zhǎng)率為3.29%±0.25%。由此可見，采用2219-T87塞棒雖接頭強(qiáng)度稍有降低，但塑性變形能力好；而采用2A14-T6塞棒強(qiáng)度提升不大，塑性變形能力變差。

圖5 FPW接頭工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.5 Engineering stress-strain curves of FPW joints

圖6，7分別為2219-T87接頭和2A14-T6接頭在拉伸過程中各區(qū)域工程應(yīng)變隨應(yīng)力變化的DIC測(cè)試結(jié)果。由圖6，7可知，當(dāng)應(yīng)力為50MPa時(shí)，兩接頭均處于彈性變形區(qū)間，接頭變形均勻，沒有形成明顯的應(yīng)變集中區(qū)，應(yīng)變?cè)黾泳徛?；?yīng)力為100MPa時(shí)，2219-T87接頭的PM和PTMAZ出現(xiàn)局部的應(yīng)變集中，而2A14-T6接頭變形仍比較均勻；當(dāng)應(yīng)力達(dá)到200MPa時(shí)，2219-T87接頭的應(yīng)變集中向TMAZ和HAZ擴(kuò)展，2A14-T6接頭的TMAZ和HAZ也出現(xiàn)了明顯的應(yīng)變集中；當(dāng)應(yīng)力增至250MPa時(shí)，2219-T87接頭的應(yīng)變集中程度進(jìn)一步加劇，應(yīng)變集中的范圍也不斷擴(kuò)大，但接頭變形主要集中在PM和PTMAZ，2A14-T6接頭的PM開始發(fā)生少量塑性變形，但接頭變形主要集中在TMAZ和HAZ；當(dāng)應(yīng)力超過300MPa時(shí)，兩接頭的應(yīng)變均急速增加，斷裂前兩接頭均發(fā)生頸縮現(xiàn)象，但2219-T87接頭的頸縮較2A14-T6接頭明顯。斷裂前兩接頭的應(yīng)變集中系數(shù)分別達(dá)到了1.86和1.79。

圖6 2219-T87 FPW接頭應(yīng)變場(chǎng)的DIC測(cè)試結(jié)果 (a)σ=50MPa；(b)σ=100MPa；(c)σ=200MPa；(d)σ=250MPa；(e)σ=300MPa；(f)σ=346.2MPaFig.6 DIC results for strain fields under different stresses of 2219-T87 FPW joint (a)σ=50MPa;(b)σ=100MPa;(c)σ=200MPa;(d)σ=250MPa;(e)σ=300MPa;(f)σ=346.2MPa

圖7 2A14-T6 FPW接頭應(yīng)變場(chǎng)的DIC測(cè)試結(jié)果 (a)σ=50MPa；(b)σ=100MPa；(c)σ=200MPa；(d)σ=250MPa；(e)σ=300MPa；(f)σ=351.2MPaFig.7 DIC results for strain fields under different stresses of 2A14-T6 FPW joint (a)σ=50MPa;(b)σ=100MPa;(c)σ=200MPa;(d)σ=250MPa;(e)σ=300MPa;(f)σ=351.2MPa

2.4 拉伸斷口形貌

圖8為2219-T87接頭和2A14-T6接頭拉伸試樣的斷裂位置。由圖8可以看出，2219-T87接頭起裂于接頭下表面的RZ，裂紋在RZ、緊鄰RZ的PTMAZ和TMAZ 3個(gè)區(qū)域交錯(cuò)擴(kuò)展，導(dǎo)致接頭最終斷裂；而2A14-T6接頭起裂于接頭下表面軟化的TMAZ，穿過RZ，擴(kuò)展至PTMAZ，從而導(dǎo)致接頭最終斷裂。

圖8 FPW接頭斷裂位置 (a)2219-T87接頭；(b)2A14-T6接頭Fig.8 Tensile fracture positions of FPW joints (a)2219-T87 joint;(b)2A14-T6 joint

圖9 FPW接頭拉伸斷口形貌 (a)2219-T87接頭宏觀斷口形貌；(b)2A14-T6接頭宏觀斷口形貌；(c)區(qū)域A微觀形貌；(d)區(qū)域B微觀形貌；(e)區(qū)域C微觀形貌；(f)區(qū)域D微觀形貌Fig.9 Tensile fracture morphologies of FPW joints (a)macro fracture morphology of 2219-T87 joint;(b)macro fracture morphology of 2A14-T6 FPW joint;(c)fracture morphology of region A;(d)fracture morphology of region B;(e)fracture morphology of region C;(f)fracture morphology of region D

圖9(a)，(b)分別為2219-T87接頭和2A14-T6接頭拉伸斷口宏觀形貌，圖9(c)～(f)分別為圖9(a)，(b)中標(biāo)注位置的微觀形貌。2219-T87接頭的拉伸斷口呈現(xiàn)兩種形態(tài)的韌窩，斷裂位置在PTMAZ和TMAZ的韌窩平而淺，但尺寸較大，韌窩底部分布有大尺寸的第二相，說明焊接過程中第二相粒子發(fā)生聚集長(zhǎng)大(見9(c))；斷裂位置在RZ的韌窩為尺寸較小的等軸韌窩，分布較為均勻(見圖9(d))。2A14-T6接頭斷裂在PTMAZ位置的韌窩較淺，尺寸也較小(見9(e))；而斷裂在TMAZ位置的韌窩則大而深，窩底有尺寸較大的第二相粒子(見9(f))。

3 結(jié)論

(1)在優(yōu)化的焊接工藝下，采用2219-T87塞棒和2A14-T6塞棒均實(shí)現(xiàn)對(duì)6mm厚2219-T87鋁合金板材的FPW工藝過程，獲得無宏觀缺陷的FPW接頭。

(2)兩種接頭的RZ，TMAZ和HAZ組織特征相近，但2A14-T6接頭的PTMAZ發(fā)生了明顯的部分再結(jié)晶，發(fā)生部分再結(jié)晶的區(qū)域比2219-T87接頭寬。

(3)兩種接頭均發(fā)生局部軟化，2219-T87接頭的最低硬度出現(xiàn)在緊鄰RZ的PTMAZ，最低值為95.6HV；2A14-T6接頭的最低硬度出現(xiàn)在TMAZ，最低值為103HV。

(4)塞棒材料對(duì)接頭抗拉強(qiáng)度影響不大，但對(duì)伸長(zhǎng)率影響顯著，2219-T87接頭抗拉強(qiáng)度可達(dá)346.2MPa，伸長(zhǎng)率為5.76%；2A14-T6接頭的抗拉強(qiáng)度可達(dá)351.2MPa，伸長(zhǎng)率為3.54%。

(5)拉伸過程中，2219-T87接頭的變形主要集中在PM和PTMAZ，2A14-T6接頭的變形則主要集中在TMAZ和HAZ；RZ和軟化區(qū)是整個(gè)接頭的薄弱區(qū)，拉伸斷口均呈韌窩形貌。