顏 旭 房冬青 杜 晗 鐘國(guó)江 宋成文 馬 軼

（首都航天機(jī)械有限公司，北京 100076）

1 引言

攪拌摩擦焊（FSW）是一種新型的固相焊接技術(shù)，自問(wèn)世以來(lái)在全球各宇航機(jī)構(gòu)得到了廣泛的應(yīng)用，特別是以運(yùn)載火箭貯箱為代表的大型鋁合金結(jié)構(gòu)件的制造。雙軸肩攪拌摩擦焊接技術(shù)作為攪拌摩擦焊接技術(shù)的衍生技術(shù)，相比于傳統(tǒng)的單軸肩攪拌摩擦焊接技術(shù)，從根本上解決了根部弱結(jié)合問(wèn)題；同時(shí)隨著產(chǎn)品尺寸的不斷加大，雙軸肩攪拌摩擦焊接技術(shù)在工裝方面所體現(xiàn)出的技術(shù)優(yōu)勢(shì)也更加明顯[1，2]，目前該技術(shù)在新一代獵戶座載人飛船、AresI 運(yùn)載火箭、新一代重型運(yùn)載火箭（SLS）等產(chǎn)品上均得到了應(yīng)用。

雙軸肩攪拌摩擦焊接技術(shù)雖然從根本上解決了根部缺陷問(wèn)題，但隨著產(chǎn)品厚度的增加，工藝窗口逐漸縮小，因此在焊接過(guò)程中容易產(chǎn)生缺陷，如焊核凸出[3]、界面殘留、金屬擦傷或剝離及孔洞型缺陷等。當(dāng)前對(duì)于雙軸肩攪拌摩擦焊接技術(shù)，關(guān)于工藝參數(shù)、工程影響因素及檢測(cè)技術(shù)開展的研究相對(duì)較多，但對(duì)焊縫內(nèi)部已知缺陷的修復(fù)技術(shù)研究相對(duì)較少[4]，僅姚君山[5]、劉會(huì)杰[6]、李博[7]、李偉坡[8]、朱援祥[9]等人開展了攪拌摩擦焊縫的修補(bǔ)技術(shù)和有限元模擬技術(shù)研究。

基于此，為進(jìn)一步完善雙軸肩攪拌摩擦焊接技術(shù)研究體系，本文以10mm 厚2219鋁合金浮動(dòng)式雙軸肩攪拌摩擦焊接為基礎(chǔ)，采用自主設(shè)計(jì)的浮動(dòng)式雙軸肩攪拌頭開展補(bǔ)焊技術(shù)研究工作。試驗(yàn)研究中假設(shè)原始焊縫內(nèi)部缺陷存在于焊縫中間部位，分別采用雙軸肩攪拌摩擦焊和單軸肩攪拌摩擦焊技術(shù)進(jìn)行單次和雙次補(bǔ)焊，分析其對(duì)接頭組織和性能的影響。

2 試驗(yàn)方案

本試驗(yàn)基于10mm厚2219鋁合金浮動(dòng)式雙軸肩攪拌摩擦焊補(bǔ)焊展開，對(duì)補(bǔ)焊工藝方法和次數(shù)進(jìn)行研究。雙軸肩攪拌摩擦焊原始試片制備所用材料為600mm×150mm×10mm 規(guī)格的2219C10S 高強(qiáng)鋁合金板材（抗拉強(qiáng)度為440MPa，斷后伸長(zhǎng)率為15%），焊接接頭形式為I 型等厚對(duì)接接頭，共計(jì)包含2 種工藝參數(shù)（此工藝參數(shù)條件下獲得的焊縫經(jīng)試驗(yàn)驗(yàn)證具有良好的性能）。補(bǔ)焊采用的工藝方法包含雙軸肩攪拌摩擦焊和單軸肩攪拌摩擦焊2 種，補(bǔ)焊次數(shù)包含一次補(bǔ)焊和二次補(bǔ)焊，試驗(yàn)方案如表1所示。采用雙軸肩攪拌摩擦焊工藝方法進(jìn)行補(bǔ)焊試驗(yàn)時(shí)，工藝參數(shù)選擇與原始焊縫焊接一致；采用單軸肩攪拌摩擦焊工藝方法進(jìn)行補(bǔ)焊試驗(yàn)時(shí)，工藝參數(shù)選擇為：焊接轉(zhuǎn)速180r/min，焊接速度600mm/min。

表1 補(bǔ)焊試驗(yàn)方案

每組參數(shù)下制備1 塊焊接試片，從每塊試片上截取1 個(gè)金相試樣，用混合酸（1ml HF+1.5ml HCl+2.5ml HNO3+95ml H2O）溶液對(duì)拋光后的試樣進(jìn)行腐蝕，進(jìn)行金相組織分析和顯微硬度測(cè)試。從每塊試片上按GB/T 2651 分別取6 個(gè)拉伸子樣，在MTS-810 電子拉伸試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，測(cè)試接頭拉伸力學(xué)性能。對(duì)斷裂后的子樣進(jìn)行金相觀察，分析斷裂位置的變化規(guī)律。

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 焊縫接頭形貌及顯微組織結(jié)果

不同補(bǔ)焊工藝方法、補(bǔ)焊次數(shù)條件下獲得焊縫接頭宏觀形貌典型特征如圖1所示。從結(jié)果可以看出：采用雙軸肩攪拌摩擦焊接工藝方法進(jìn)行補(bǔ)焊的接頭，其宏觀形貌特征依舊呈現(xiàn)典型的“啞鈴型”，由母材區(qū)、熱影響區(qū)、熱力影響區(qū)及焊核區(qū)組成，補(bǔ)焊后未出現(xiàn)具有其它特征的組織區(qū)域。上述接頭形貌特征情況與正常條件下焊接所獲得的焊縫接頭宏觀形貌特征無(wú)明顯差異[10]，但是觀察發(fā)現(xiàn)采用單軸肩攪拌摩擦焊節(jié)工藝方法進(jìn)行補(bǔ)焊后的接頭可同時(shí)觀察到兩種焊接工藝方法所留下的接頭形貌特征，即表現(xiàn)出在雙軸肩攪拌摩擦焊焊核區(qū)域內(nèi)部存在一個(gè)單軸肩攪拌摩擦焊后的焊核區(qū)域。

圖1 不同工藝方法補(bǔ)焊后接頭宏觀形貌特征

進(jìn)行補(bǔ)焊研究時(shí)焊縫內(nèi)部缺陷均為假想存在，在完成原始焊縫焊接后立即進(jìn)行一次補(bǔ)焊和二次補(bǔ)焊過(guò)程的焊接；由于焊接起始位置、終止位置及焊接路徑均有設(shè)備程序控制，因此每次焊接過(guò)程所形成的焊縫位置基本一致，從而導(dǎo)致了采用雙軸肩攪拌摩擦焊工藝方法進(jìn)行補(bǔ)焊研究時(shí)其接頭宏觀形貌特征與原始焊縫焊接無(wú)差異的特征。

而在采用單軸肩攪拌摩擦焊接方法進(jìn)行補(bǔ)焊時(shí)，由于所使用的攪拌頭軸肩直徑和攪拌針直徑略小于原始焊縫寬度，因此可以清晰地看到在雙軸肩焊縫內(nèi)部存在單軸肩攪拌摩擦焊所形成的焊縫區(qū)域。

對(duì)補(bǔ)焊后的接頭顯微組織進(jìn)行觀察，發(fā)現(xiàn)采用雙軸肩攪拌摩擦焊進(jìn)行補(bǔ)焊后接頭各區(qū)域組織特征與原始焊縫無(wú)差異，焊縫不同補(bǔ)焊次數(shù)接頭前進(jìn)側(cè)和后退側(cè)分界面處的組織進(jìn)行觀察也未發(fā)現(xiàn)明顯特殊特征（見圖2）。

圖2 雙軸肩攪拌摩擦焊補(bǔ)焊后接頭顯微組織特征

采用單軸肩攪拌摩擦焊工藝方法進(jìn)行補(bǔ)焊后的接頭顯微組織特征如圖3所示。如接頭宏觀形貌觀察到的結(jié)果所示，在焊核區(qū)能夠清楚地觀察到兩次焊接所形成焊縫區(qū)的分界面。對(duì)界面處組織進(jìn)行觀察，在進(jìn)行單軸肩攪拌摩擦焊補(bǔ)焊時(shí)，由于焊核區(qū)晶粒的分布方向與原始焊核區(qū)組織產(chǎn)生一定差異，所以重新形成了界面，但晶粒尺寸基本相同。

圖3 單軸肩攪拌摩擦焊補(bǔ)焊后接頭顯微組織特征

3.2 焊接接頭顯微硬度結(jié)果

對(duì)不同條件下的接頭顯微硬度進(jìn)行測(cè)量，測(cè)量位置為沿焊縫厚度方向的中心位置，從前進(jìn)側(cè)母材橫跨焊縫中心至后退側(cè)母材，間隔為0.5mm。其中橫坐標(biāo)0 位置為焊縫中心位置，負(fù)半軸為原始焊縫前進(jìn)側(cè)，正半軸為原始焊縫后退側(cè)。

圖4 和圖5 分別為ω=200r/min、v=200mm/min 和ω=200r/min、v=300mm/min 條件下采用雙軸肩攪拌摩擦焊工藝方法進(jìn)行補(bǔ)焊后接頭的顯微硬度變化趨勢(shì)。圖6 和圖7 分別為ω=200r/min、v=200mm/min 和ω=200r/min、v=300mm/min 條件下采用單軸肩攪拌摩擦焊工藝方法進(jìn)行補(bǔ)焊后接頭的顯微硬度變化趨勢(shì)。

圖4 ω=200r/min、v=200mm/min 條件下雙軸肩補(bǔ)焊硬度對(duì)比

圖5 ω=200r/min、v=300mm/min 條件下雙軸肩補(bǔ)焊硬度對(duì)比

圖6 ω=200r/min、v=200mm/min 條件下單軸肩攪拌摩擦焊補(bǔ)焊硬度對(duì)比

圖7 ω=200r/min、v=300mm/min 條件下單軸肩攪拌摩擦焊補(bǔ)焊硬度對(duì)比

從顯微硬度的分布趨勢(shì)結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)：

一方面，采用雙軸肩攪拌摩擦焊工藝方法進(jìn)行補(bǔ)焊的接頭，不同補(bǔ)焊次數(shù)條件下的接頭顯微硬度分布趨勢(shì)依然呈“W”形分布，顯微硬度的最低值依舊在后退側(cè)焊核區(qū)與熱機(jī)影響區(qū)的界面位置處，且不同條件下顯微硬度數(shù)值大小無(wú)明顯變化；

另一方面，采用單軸肩攪拌摩擦焊工藝方法進(jìn)行補(bǔ)焊接頭，隨著補(bǔ)焊次數(shù)的增加，接頭顯微硬度分布趨勢(shì)和數(shù)值大小呈現(xiàn)出一定的變化特征，主要表現(xiàn)為：

a.在分布趨勢(shì)上，二次補(bǔ)焊和原始焊縫的接頭顯微硬度變化趨勢(shì)基本一致且呈現(xiàn)“W”形；而一次補(bǔ)焊的接頭顯微硬度趨勢(shì)呈現(xiàn)出“U”形，無(wú)明顯的顯微硬度最低點(diǎn)。

b.在數(shù)值大小上，焊核區(qū)區(qū)域內(nèi)原始焊縫＞二次補(bǔ)焊＞一次補(bǔ)焊。

3.3 接頭力學(xué)性能變化結(jié)果

對(duì)不同補(bǔ)焊條件下試片進(jìn)行拉伸性能測(cè)試，每塊試片上取6 個(gè)子樣。將力學(xué)性能數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)（取平均值），對(duì)接頭抗拉強(qiáng)度、延伸率隨焊接速度的變化規(guī)律進(jìn)行分析，同時(shí)觀察不同條件下接頭的斷裂位置及斷裂模式的變化。

圖8所示為ω=200r/min、v=200mm/min 條件下接頭補(bǔ)焊后與原始焊縫接頭性能對(duì)比結(jié)果。從結(jié)果來(lái)看，相比于原始焊縫兩種不同工藝方法進(jìn)行單次和兩次補(bǔ)焊的接頭性能基本相當(dāng)，且接頭性能均超過(guò)300MPa（強(qiáng)度系數(shù)＞0.6），滿足相關(guān)技術(shù)要求。圖9所示為ω=200r/min、v=300mm/min 條件下的結(jié)果，相比ω=200r/min、v=200mm/min 條件下接頭性能下降幅度變大，但是接頭性能也均超過(guò)300MPa（強(qiáng)度系數(shù)＞0.6）。對(duì)補(bǔ)焊后的接頭性能下降幅度進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果如表2所示。

圖8 ω=200r/min、v=200mm/min 條件下接頭性能對(duì)比結(jié)果

圖9 ω=200r/min、v=300mm/min 條件下接頭性能對(duì)比結(jié)果

表2 補(bǔ)焊后接頭性能下降幅度結(jié)果

圖10 和圖11所示為同種補(bǔ)焊工藝方法條件下隨補(bǔ)焊次數(shù)增加接頭性能的變化趨勢(shì)。從結(jié)果可以看出，相比于原始焊縫接頭抗拉強(qiáng)度，隨著補(bǔ)焊次數(shù)的增加，接頭性能呈現(xiàn)出下降的變化趨勢(shì)；但接頭延伸率變化情況較小。對(duì)接頭拉伸后斷裂位置進(jìn)行統(tǒng)計(jì)發(fā)現(xiàn)，原始焊縫和采用單軸肩攪拌摩擦焊工藝方法進(jìn)行補(bǔ)焊的接頭均斷裂于原始焊縫的后退側(cè)，斷裂模式均為斜45°韌性斷裂模式（如圖12a、圖13a所示）；采用雙軸肩攪拌摩擦焊進(jìn)行補(bǔ)焊的接頭均斷裂于原始焊縫的前進(jìn)側(cè)，斷裂模式也均為斜45°韌性斷裂模式（如圖12b、圖13b所示），此條件下相比原始焊縫，斷裂位置發(fā)生了轉(zhuǎn)移（由后退側(cè)轉(zhuǎn)移至前進(jìn)側(cè)）。

圖10 不同工藝參數(shù)條件下雙軸肩工藝方法補(bǔ)焊接頭性能變化趨勢(shì)

圖11 不同工藝參數(shù)條件下單軸肩攪拌摩擦焊工藝方法補(bǔ)焊接頭性能變化趨勢(shì)

圖12 斷裂位置及斷裂模式示意圖

圖13 接頭斷裂位置及斷裂模式情況

3.4 試驗(yàn)結(jié)果分析

焊接接頭性能宏觀上表現(xiàn)接頭抗拉強(qiáng)度、延伸率及斷裂位置的變化情況，但其本質(zhì)上是由焊縫內(nèi)部微觀組織特征所決定的。

首先對(duì)于接頭顯微硬度，隨著補(bǔ)焊過(guò)程進(jìn)行，焊接熱輸入進(jìn)一步增大，可以發(fā)現(xiàn)采用不用工藝方法進(jìn)行補(bǔ)焊的接頭后退側(cè)低硬度區(qū)逐漸變寬，這主要是由于該區(qū)域組織內(nèi)部強(qiáng)化相進(jìn)一步熔解從而導(dǎo)致接頭發(fā)生軟化；但對(duì)于單軸肩攪拌摩擦焊接來(lái)說(shuō)，相比雙軸肩攪拌摩擦焊接方法其熱輸入較小，因此采用單軸肩攪拌摩擦焊進(jìn)行單次和兩次補(bǔ)焊時(shí)接頭顯微硬度的區(qū)別主要集中在焊核區(qū)，在二次熱輸入的影響下接頭發(fā)生軟化，但隨著補(bǔ)焊次數(shù)的增加，焊核區(qū)晶粒進(jìn)一步細(xì)化，因此硬度值又出現(xiàn)變大的情況，最終表現(xiàn)為“焊核區(qū)區(qū)域內(nèi)原始焊縫＞二次補(bǔ)焊＞一次補(bǔ)焊”的現(xiàn)象。

無(wú)論是單軸肩攪拌摩擦焊接技術(shù)還是雙軸肩攪拌摩擦焊接技術(shù)，在焊縫前進(jìn)側(cè)都會(huì)形成明顯的界面特征，這主要是由于焊接過(guò)程中前進(jìn)側(cè)區(qū)域母材與焊核區(qū)材料流場(chǎng)變形差更大。對(duì)于原始雙軸肩攪拌摩擦焊縫，由于接頭后退側(cè)發(fā)生軟化，拉伸過(guò)程中更易發(fā)生塑性變形從而產(chǎn)生應(yīng)力集中情況，因此通過(guò)接頭斷于后退側(cè)；在焊縫補(bǔ)焊過(guò)程中，同樣隨著補(bǔ)焊熱輸入的增加，接頭后退側(cè)進(jìn)一步發(fā)生軟化，因此在拉伸過(guò)程中容易發(fā)生斷裂；但當(dāng)采用雙軸肩攪拌摩擦焊進(jìn)行補(bǔ)焊時(shí)，隨接頭后退側(cè)發(fā)生軟化，但前進(jìn)側(cè)由于多次焊接導(dǎo)致的晶粒組織差異性變得愈加明顯，微觀上更容易產(chǎn)生應(yīng)力集中，因此斷裂位置發(fā)生了轉(zhuǎn)移。

雖然補(bǔ)焊過(guò)程中對(duì)接頭宏觀形貌、顯微硬度分布和斷裂位置均產(chǎn)生了一定影響，但從補(bǔ)焊后接頭抗拉強(qiáng)度和延伸率結(jié)果來(lái)看，均符合要求，因此可以說(shuō)明兩種補(bǔ)焊工藝方法均適合焊縫的補(bǔ)焊。

4 結(jié)束語(yǔ)

本文以10mm厚2219鋁合金浮動(dòng)式雙軸肩攪拌摩擦焊接頭補(bǔ)焊后性能變化為研究對(duì)象，通過(guò)對(duì)焊后接頭宏觀形貌、顯微組織、顯微硬度及力學(xué)性能的變化進(jìn)行分析，主要結(jié)論如下：

a.經(jīng)過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證，10mm 厚2219鋁合金浮動(dòng)式雙軸肩攪拌摩擦焊縫可以采用雙軸肩攪拌摩擦焊和單軸肩攪拌摩擦焊兩種工藝方法進(jìn)行缺陷修復(fù)，修復(fù)后接頭性能能夠滿足使用要求。

b.補(bǔ)焊過(guò)程中會(huì)對(duì)接頭產(chǎn)生更大的熱輸入，接頭后退側(cè)會(huì)進(jìn)一步發(fā)生接頭軟化現(xiàn)象，從而導(dǎo)致接頭性能的下降，因此為保證原始焊縫質(zhì)量，應(yīng)盡可能減少補(bǔ)焊次數(shù)。

c.在實(shí)際焊縫補(bǔ)焊工程中，對(duì)于開敞類焊縫優(yōu)先選用單軸肩攪拌摩擦焊工藝方法進(jìn)行補(bǔ)焊；而對(duì)于封閉環(huán)焊縫則優(yōu)先選用雙軸肩攪拌摩擦焊工藝方法進(jìn)行補(bǔ)焊。