搅拌针长度对2A14铝合金锁底结构搅拌摩擦焊接头组织和性能的影响

宋建岭，赵英杰，孙广达，梁 涛，周 利

(1.天津航天长征火箭制造有限公司，天津 300462；2.哈尔滨工业大学(威海)，山东省特种焊接技术重点实验室，威海 264209)

0 引 言

2A14(Al-Mg-Si-Cu)铝合金属于可热处理强化锻造铝合金，具有比强度高、塑韧性好、耐腐蚀性能和耐热性能优良等特点，广泛应用于船舶、航空航天等领域。该铝合金的焊接性能较差，采用传统焊接方法往往会产生气孔、热裂纹等缺陷[1-3]，从而显著降低接头的力学性能。搅拌摩擦焊(friction stir welding，FSW)作为一种固相连接技术，不需要填充材料和保护气体，并且焊接热输入低，能有效避免上述焊接缺陷，且焊后结构的残余应力和变形小，在2A14铝合金重要结构件的连接中具有良好的应用前景[4-7]。

锁底接头由具有一定深度的对接接头和搭接接头复合而成，是运载火箭贮箱叉形环与短壳的主要连接形式。采用FSW连接时，搅拌针长度会影响搭接接头界面的缺陷形貌和迁移量，从而影响锁底接头的力学性能[8-9]。郝云飞等[10]对2219铝合金锁底接头进行搅拌摩擦焊，发现短壳一侧内部金属的塑性流动使得搭接界面向上弯曲，导致接头的有效承载厚度减小，接头系数显著降低。邢丽等[11]采用长度为3.3 mm的搅拌针研究了轴肩下压量对搅拌摩擦搭接焊接头界面迁移和力学性能的影响，结果表明搅拌针长度大于板厚且有一定的轴肩下压量时搭接界面发生向下迁移，且迁移量随轴肩下压量的增加而增加。汤化伟等[12]研究了搅拌针长度和前进侧位置对4 mm厚7075-T6铝合金锁底接头力学性能的影响，发现当搅拌针长度与盖板厚度相同时，接头的力学性能最优。

作者对由2A14铝合金退火态叉形环和淬火+人工时效态短壳组成的锁底结构进行搅拌摩擦焊，研究了搅拌针长度对接头显微组织和力学性能的影响，为选择最佳的搅拌针长度提供试验参考。

1 试样制备与试验方法

试验材料为2A14铝合金轧制板材，化学成分如表1所示。其中叉形环热处理状态为退火态(M态)，实测抗拉强度为168～177 MPa；短壳热处理状态为淬火+人工时效状态(CS态)，实测抗拉强度为481～496 MPa。锁底接头的横截面尺寸如图1所示，槽深为6 mm。

表1 2A14铝合金的化学成分(质量分数)Table 1 Chemical composition of 2A14 aluminum alloy (mass) %

图1 锁底接头横截面尺寸Fig.1 Dimension of lock bottom joint cross section

采用位移控制模式的LQH-G15龙门式搅拌摩擦焊设备进行焊接试验，通过前期的试验探索确定焊接工艺参数：搅拌头转速500 r·min-1，焊接速度180 mm·min-1，主轴倾角2.6°。搅拌针长度分别为4.0，5.0，6.0，6.5，7.0 mm。焊后在试样上截取尺寸为35 mm×10 mm×6 mm的金相试样，经磨抛，采用凯勒试剂(95 mL H2O+2.5 mL HNO3+1.5 mL HCl+1 mL HF)腐蚀后，在Olympus-GX51型光学显微镜(OM)和Zeiss-MERLIN Compact型场发射扫描电镜(SEM)下观察接头横截面形貌和显微组织；采用ARTCAM-300SSI-C型数字转塔显微硬度计测试接头的硬度，载荷0.98 N，保载时间10 s，测试点位于距焊缝上表面3 mm深度处，相邻测试点间距为1 mm；根据GB/T 228.1—2010，在Instron 5967型拉伸试验机上进行拉伸试验，拉伸速度为1 mm·min-1，试样尺寸如图2所示，拉伸方向垂直于焊接方向。采用TESCAN VEGA3型扫描电镜(SEM)观察拉伸断口形貌。

图2 拉伸试样尺寸Fig.2 Dimension of tensile sample

2 试验结果与讨论

2.1 宏观形貌

由图3可知：不同搅拌针长度下接头均未出现孔洞缺陷，前进侧(AS)焊核区(WNZ)与热机影响区(TMAZ)的分界清晰，后退侧(RS)的模糊。搅拌针长度小于6.0 mm时，接头对接部分没有完全焊透，其根部存在较大的未焊透缺陷；搅拌针长度不小于6.0 mm时，焊核区原始搭接界面被完全搅碎，而短壳一侧搭接界面清晰可见，这是由于短壳一侧原始界面上下母材受到的搅拌作用较弱，界面存在类似弱结合的缺陷[10]。

2.2 显微组织

由图4可以看出，2种热处理态母材的晶粒均沿轧制方向拉长，呈细长状，且晶内和晶界都均匀分布着大量沉淀相。根据文献[6,13],可知该沉淀相为Al2Cu。M态母材的晶粒较CS态母材的粗大，晶界更清晰，且沉淀相的数量明显更少。

图4 2种热处理态母材的显微组织Fig.4 Microstructures of base metals in two heat-treatment states:(a)CS state,OM morphology;(b)CS state,SEM morphology;(c)M state,OM morphology and (d)M state,SEM morphology

由图5可以看出：由于发生完全回复再结晶，焊核区形成了均匀的等轴晶组织；沉淀相在焊接热循环作用下发生固溶，同时在搅拌针的机械搅拌作用下细化，分布均匀。

图5 不同搅拌针长度下焊核区的显微组织Fig.5 Microstructure of the weld nugget zone with different pin length

由图6可以看出，随着搅拌针长度增加，焊核区晶粒尺寸先减小后增大，搅拌针长度为4.0 mm时的晶粒尺寸最大，6.0 mm时的最小。搅拌针的产热功率计算公式[14]为

图6 不同搅拌针长度下焊核区的晶粒尺寸Fig.6 Grain size of the weld nugget zone with different pin length

Wpin=2πμωPR2H

(1)

式中：Wpin为焊接过程中搅拌针的产热功率；μ为搅拌针与被焊工件之间的摩擦因数；ω为角速度；P为圆柱体搅拌针承受的压力；R为圆柱体搅拌针半径；H为搅拌针长度。

由式(1)可知，搅拌针的产热功率随搅拌针长度的增加而增大。搅拌针长度大于6.0 mm时，产热功率较高，热输入较大，晶粒粗化。搅拌针长度小于6.0 mm时，热输入不足，焊核区动态再结晶程度较小，晶粒尺寸较大。

由图7可以看出：搅拌针长度为6.0 mm时，接头热机影响区仍保持着原始母材轧制晶粒形貌。前进侧热机影响区与焊核区界线明显，晶粒发生弯曲变形，与焊核区晶粒尺寸相差不大；后退侧热机影响区与焊核区界线模糊，晶粒较粗大，与焊核区的晶粒尺寸相差较大。界面形貌的差异推测与前进侧和后退侧金属的塑性流动有关：焊接过程中搅拌针周围大部分金属受挤压流向搅拌针后方形成的瞬时空腔内，热机影响区与焊核区之间过渡平缓，因此界线不明显[15]；少量位于前进侧的金属在搅拌针的带动下向前流动，使得焊核区与热机影响区分界明显。热影响区(HAZ)经历焊接热循环，不受搅拌针的搅拌和挤压作用，晶粒尺寸较热机影响区和焊核区的大，晶粒形态与母材的相似，且前进侧热影响区的晶粒尺寸较后退侧的大。

图7 搅拌针长度为6.0 mm时热机影响区和热影响区的显微组织Fig.7 Microstructures of TMAZ and HAZ with pin length of 6.0 mm

由图8可以看出：搅拌针长度小于6.0 mm时，部分原始对、搭接界面清晰可见，搅拌针长度不小于6.0 mm时，原始对拉界面消失，形成细小的等轴晶组织，同时后退侧短壳焊缝边缘处发生一定程度的向上弯曲，即出现“Hook”缺陷，上翘迁移量(即“Hook”高度)随搅拌针长度的增加而增大，与文献[12]研究结果相同。“Hook”缺陷的产生与焊缝金属的塑性流动有关：金属在搅拌针的作用下向下流动至焊缝根部，由于根部温度较低同时存在未塑化金属的阻碍作用，塑化金属向阻力较小、温度较高的焊缝上部迁移，从而在焊缝边缘与搅拌针外缘之间形成逆时针封闭流场(环形迁移)[10-11]，如图9所示。

图9 锁底接头焊接区塑性金属流动示意Fig.9 Flow diagram of plastic metal in the welding zone of the lock bottom joint

2.3 显微硬度

由图10可以看出：前进侧M态母材硬度较小，后退侧CS态母材硬度较大，因此硬度没有呈现典型的W形分布；从后退侧母材到热机影响区，硬度逐渐降低，焊核区由于细晶强化[16]作用硬度升高，但仍低于后退侧母材的；焊核区硬度在搅拌针长度为6.0 mm时最高，4.0 mm时最低。

图10 不同搅拌针长度下接头截面的硬度分布曲线Fig.10 Hardness distribution curves of the joint section with different pin length

2.4 拉伸性能

由图11可以看出，接头的抗拉强度和断后伸长率随搅拌针长度的增加先增大后减小，且均在搅拌针长度为6.0 mm时达到最大。由霍尔-佩奇公式可知，细化晶粒可以提高材料的强度。因此，搅拌针长度为6.0 mm时的抗拉强度最大，硬度也最高。搅拌针长度小于6.0 mm时，由于锁底接头的对接部分存在未焊透缺陷，拉伸性能较低；搅拌针长度不小于6.0 mm时，“Hook”缺陷导致锁底接头的有效承载厚度减小，因此拉伸性能下降[10,12]。

图11 不同搅拌针长度下接头的拉伸性能Fig.11 Tensile properties of the joint with different pin length

2.5 断口形貌

由图12可以看出：搅拌针长度为4.0 mm时，试样在根部位置起裂；搅拌针长度分别为6.0，7.0 mm时，短壳一侧的“Hook”缺陷尖端成为裂纹源，裂纹沿搭接界面扩展至焊核区直至断裂。由图13可以看出：搅拌针长度为4.0 mm时，接头拉伸断口出现明显的分层，其中区域Ⅰ为短壳和叉形环对接的根部位置，该区域由于存在未焊透缺陷，应力集中明显，拉伸时裂纹从此处萌生并扩展至焊核区。结合该试样的断后伸长率较低推测Ⅰ区域的断裂方式为准解理断裂。区域Ⅱ存在韧窝，断裂机制为韧性断裂。因此搅拌针长度为4.0 mm时，接头的断裂模式为准解理和韧窝的混合断裂。当搅拌针长度为6.0,7.0 mm时，断口出现大量的韧窝和撕裂棱，韧窝内部存在大量的第二相粒子，判断其断裂方式为典型的韧性断裂。

图12 不同搅拌针长度下接头的断裂形貌Fig.12 Fracture morphology of the joint with different pin length

图13 不同搅拌针长度下接头的拉伸断口形貌Fig.13 Tensile fracture morphology of the joint with different pin length:(a)4.0 mm,low magnification morphology;(b)4.0 mm,enlargement of region Ⅰ;(c)4.0 mm,enlargement of region Ⅱ;(d)6.0 mm,low magnification morphology;(e)6.0 mm,enlargement of region Ⅲ;(f)7.0 mm,low magnification morphology and (g)7.0 mm,enlargement of region Ⅳ

3 结 论

(1)不同搅拌针长度下的锁底接头均成形良好，未发现孔洞缺陷；搅拌针长度小于6.0 mm时，接头根部出现未焊透缺陷，搅拌针长度不小于6.0 mm时，短壳一侧焊缝边缘出现“Hook”缺陷，且随着搅拌针长度增加，“Hook”高度增大。

(2)随搅拌针长度增加，焊核区晶粒尺寸先减小后增大，拉伸性能先增大后减小，搅拌针长度为6.0 mm时，焊核区晶粒尺寸最小，拉伸性能最好，硬度最高。

(3)搅拌针长度为4.0 mm时，接头拉伸断口出现分层，呈准解理和韧窝的混合断裂模式；搅拌针长度不小于6.0 mm时，接头呈韧性断裂。