2018, Vol. 46
文章信息
- 杜波, 杨新岐, 孙转平, 王东坡
- DU Bo, YANG Xin-qi, SUN Zhuan-ping, WANG Dong-po
- 塞棒材料对铝合金摩擦塞补焊接头组织及拉伸断裂行为的影响
- Effect of Plug Materials on Microstructure and Tensile Fracture Behavior of Aluminum Alloy Friction Plug Welds
- 材料工程, 2018, 46(12): 137-143
- Journal of Materials Engineering, 2018, 46(12): 137-143.
- http://dx.doi.org/10.11868/j.issn.1001-4381.2017.001582
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文章历史
- 收稿日期: 2017-12-22
- 修订日期: 2018-07-07
2. 天津长征火箭制造有限公司, 天津 300451
2. Tianjin Changzheng Rocket Manufacturing Co., Ltd., Tianjin 300451, China
铝合金具有比强度高、断裂韧度高、焊接性和抗应力腐蚀性能好、低温性能优异等特性，在航空航天领域特别是在火箭燃料贮箱结构中得到了广泛的应用[1-3]。
摩擦塞补焊(friction plug welding，FPW)是英国焊接研究所发明的一种新型固相补焊技术。该工艺主要用于搅拌摩擦焊和双轴肩搅拌摩擦焊尾孔的消除以及其他焊接缺陷的修复，在火箭贮箱结构的制造过程中具有重要的应用前景[4-5]。与传统的熔焊修复工艺相比，FPW具有接头质量高、残余应力低、焊接变形小、生产效率高、高效节能环保、焊接参数可控等诸多优点。国外对FPW进行了大量的研究工作，并已经成功将其应用于火箭贮箱结构的制造[6-8]，国内对于FPW的研究尚处于起步阶段[9-14]。FPW过程会导致接头发生局部弱化，从而影响接头整体的力学性能和断裂行为。
数字图像相关方法(digital image correlation，DIC)是一种基于试样表面灰度特征获取被测物变形信息的光学测量方法。该方法具有非接触、高精度、光路简单，受环境影响小，自动化程度高等优点，已逐渐成为材料研究领域测量材料应变和变形非常重要的光学测量手段[15]。
本研究分别采用2A14-T6和2219-T87铝合金塞棒，对6mm厚2219-T87铝合金板材进行了FPW实验，通过DIC方法对FPW接头拉伸过程中的变形和断裂特征进行观测，深入认识接头局部弱化对FPW接头变形和断裂行为的影响，同时对接头的微观组织、显微硬度和拉伸断口形貌进行观察和测试。
1 实验材料与方法母材采用2219-T87铝合金，所用实验板规格为200mm×80mm×6mm；塞棒材料为2219-T87铝合金和2A14-T6铝合金。2219-T87铝合金的抗拉强度为455MPa，伸长率为10%；2A14-T6铝合金的抗拉强度为480MPa，伸长率为10%。2219-T87铝合金和2A14-T6铝合金的化学成分见表 1。
| Material | Cu | Mn | Fe | Si | Zn | Mg | Ti | Al |
| 2219-T87 | 5.8-6.8 | 0.2-0.4 | 0.3 | 0.2 | 0.1 | 0.02 | 0.02-0.10 | Bal |
| 2A14-T6 | 3.9-4.8 | 0.4-1.0 | 0.7 | 0.6-1.2 | 0.3 | 0.40-0.80 | 0.15 | Bal |
所有FPW工艺实验均在天津大学自主设计研制的大功率摩擦柱塞焊接系统上完成。图 1(a)为塞棒和塞孔的形状尺寸，通过初步工艺实验，选取优化的工艺参数进行实验(焊接转速7500r/min，焊接压力30kN，顶锻压力35kN，保压时间5s，塞棒压入量5mm)。
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图 1 接头设计及拉伸试样尺寸 (a)接头设计；(b)拉伸试样 Fig. 1 Dimensions of joint design and tensile specimen (a)joint design; (b)tensile specimen |
金相试样经磨光、抛光后用keller试剂进行腐蚀，随后使用OLYMPUS GX51光学显微镜观察接头的显微组织。硬度测试采用432SVD自动转塔数显维式硬度计进行测量，载荷1000g，加载时间10s。图 1(b)为拉伸试样尺寸，试样经线切割切取后，表面用砂纸打磨光滑，随后进行喷漆处理在试样表面形成斑点。拉伸实验在CSS-44100电子万能试验机上进行，加载速率3mm/min，同时使用CCD相机采集图像，图像采用Vic-2D软件处理获得试样拉伸过程中的变形数据。采用Hitachi-S4800扫描电镜对拉伸断口的宏观与微观形貌进行观察。
2 结果与分析 2.1 宏观形貌及微观组织特征图 2(a)，(b)分别为采用2219-T87塞棒和2A14-T6塞棒得到的FPW接头的宏观形貌(以下简称2219-T87接头和2A14-T6接头)。由图 2可以看出，2219-T87接头和2A14-T6接头均由塞棒区(plug metal，PM)、塞棒热力影响区(plug thermo-mechanically affected zone，PTMAZ)、再结晶区(recrystallized zone，RZ)、热力影响区(thermo-mechanically affected zone，TMAZ)、热影响区(heat affected zone，HAZ)和母材区(base metal，BM) 6个部分组成。两种接头的整体形状较为相近，但接头PM和PTMAZ的组织差异较为明显。
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图 2 FPW接头的宏观形貌 (a)2219-T87接头；(b)2A14-T6接头 Fig. 2 Macrographs of FPW joints (a)2219-T87 joint; (b)2A14-T6 joint |
图 3为图 2中标注位置A~H的显微组织。FPW过程中发生了剧烈的热力耦合作用，塞棒与塞孔侧壁接触界面处发生的热力作用最为剧烈，材料迅速软化并发生剧烈的塑性流动，2219-T87接头和2A14-T6接头的摩擦界面都发生了再结晶，形成均匀细小的等轴晶粒。RZ的宽度随着接头的厚度也有明显的不同，这主要与焊接过程中的材料流动和摩擦时间有关(见图 3(a)~(c)，图 3(e)~(g))。紧邻RZ的PTMAZ发生了部分再结晶，而稍微远离RZ的PTMAZ在热力作用下只发生了塑性变形。对比2219-T87接头和2A14-T6接头的PTMAZ可以发现，2A14-T6接头发生部分再结晶的区域明显比2219-T87接头宽，并且晶粒尺寸也较小(见3(d)，(h))。2219-T87接头和2A14-T6接头的TMAZ和HAZ的微观组织差别不大，在之前的研究中已做过详细介绍，在此不再赘述[12-14]。
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图 3 FPW接头的微观组织 (a)区域A；(b)区域B；(c)区域C；(d)区域D；(e)区域E；(f)区域F；(g)区域G；(h)区域H Fig. 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 |
图 4(a)，(b)分别为2219-T87接头和2A14-T6接头的硬度分布。实测2219-T87铝合金板的平均硬度为146.5HV，2219-T87铝合金棒材平均硬度为141HV，2A14-T6铝合金棒材的平均硬度为133.6HV。对2219-T87接头而言，硬度从HAZ开始降低，HAZ的最低硬度约为115HV；PM和PTMAZ出现明显软化，硬度在95~100HV范围内波动，最低硬度出现在靠近RZ的PTMAZ，最低值为95.6HV；TMAZ的硬度略高于PTMAZ。
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图 4 FPW接头硬度分布 (a)2219-T87接头；(b)2A14-T6接头 Fig. 4 Hardness distributions of FPW joints (a)2219-T87 joint; (b)2A14-T6 joint |
而2A14-T6接头PM的硬度降幅较小，略低于母材硬度，约为125~130HV；在紧邻RZ的PTMAZ，硬度值略高于PM，约为135~140HV，这是由于PTMAZ发生部分再结晶，晶粒得到细化，使得硬度小幅提高；接头的TMAZ和HAZ出现软化，最低硬度出现在TMAZ，最低值为103HV。
PM的硬度分布趋势主要与两种塞棒材料的强化机制有关，2A14-T6塞棒为时效强化，而2219-T87塞棒则是通过时效+冷变形强化。PM虽然远离RZ，但散热条件较差，两种塞棒都发生了一定程度的过时效，但焊接热使得2219-T87塞棒的冷变形强化作用完全消失，所以导致2219-T87接头PM和PTMAZ的硬度降幅较大。
2.3 拉伸过程接头的变形和断裂行为图 5为2219-T87接头和2A14-T6接头的工程应力-应变曲线。每种接头取3个试样进行拉伸实验，实验测得2219-T87接头的抗拉强度为(343.1±3.1)MPa，伸长率为5.44%±0.32%；2A14-T6接头的抗拉强度为(348.5±2.7)MPa，伸长率为3.29%±0.25%。由此可见，采用2219-T87塞棒虽接头强度稍有降低，但塑性变形能力好；而采用2A14-T6塞棒强度提升不大，塑性变形能力变差。
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图 5 FPW接头工程应力-应变曲线 Fig. 5 Engineering stress-strain curves of FPW joints |
图 6，7分别为2219-T87接头和2A14-T6接头在拉伸过程中各区域工程应变随应力变化的DIC测试结果。由图 6，7可知，当应力为50MPa时，两接头均处于弹性变形区间，接头变形均匀，没有形成明显的应变集中区，应变增加缓慢；应力为100MPa时，2219-T87接头的PM和PTMAZ出现局部的应变集中，而2A14-T6接头变形仍比较均匀；当应力达到200MPa时，2219-T87接头的应变集中向TMAZ和HAZ扩展，2A14-T6接头的TMAZ和HAZ也出现了明显的应变集中；当应力增至250MPa时，2219-T87接头的应变集中程度进一步加剧，应变集中的范围也不断扩大，但接头变形主要集中在PM和PTMAZ，2A14-T6接头的PM开始发生少量塑性变形，但接头变形主要集中在TMAZ和HAZ；当应力超过300MPa时，两接头的应变均急速增加，断裂前两接头均发生颈缩现象，但2219-T87接头的颈缩较2A14-T6接头明显。断裂前两接头的应变集中系数分别达到了1.86和1.79。
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图 6 2219-T87 FPW接头应变场的DIC测试结果 (a)σ=50MPa；(b)σ=100MPa；(c)σ=200MPa；(d)σ=250MPa；(e)σ=300MPa；(f)σ=346.2MPa Fig. 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 |
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图 7 2A14-T6 FPW接头应变场的DIC测试结果 (a)σ=50MPa；(b)σ=100MPa；(c)σ=200MPa；(d)σ=250MPa；(e)σ=300MPa；(f)σ=351.2MPa Fig. 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 |
图 8为2219-T87接头和2A14-T6接头拉伸试样的断裂位置。由图 8可以看出，2219-T87接头起裂于接头下表面的RZ，裂纹在RZ、紧邻RZ的PTMAZ和TMAZ 3个区域交错扩展，导致接头最终断裂；而2A14-T6接头起裂于接头下表面软化的TMAZ，穿过RZ，扩展至PTMAZ，从而导致接头最终断裂。
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图 8 FPW接头断裂位置 (a)2219-T87接头；(b)2A14-T6接头 Fig. 8 Tensile fracture positions of FPW joints (a)2219-T87 joint; (b)2A14-T6 joint |
图 9(a)，(b)分别为2219-T87接头和2A14-T6接头拉伸断口宏观形貌，图 9(c)~(f)分别为图 9(a)，(b)中标注位置的微观形貌。2219-T87接头的拉伸断口呈现两种形态的韧窝，断裂位置在PTMAZ和TMAZ的韧窝平而浅，但尺寸较大，韧窝底部分布有大尺寸的第二相，说明焊接过程中第二相粒子发生聚集长大(见9(c))；断裂位置在RZ的韧窝为尺寸较小的等轴韧窝，分布较为均匀(见图 9(d))。2A14-T6接头断裂在PTMAZ位置的韧窝较浅，尺寸也较小(见9(e))；而断裂在TMAZ位置的韧窝则大而深，窝底有尺寸较大的第二相粒子(见9(f))。
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图 9 FPW接头拉伸断口形貌(a)2219-T87接头宏观断口形貌；(b)2A14-T6接头宏观断口形貌；(c)区域A微观形貌；(d)区域B微观形貌；(e)区域C微观形貌；(f)区域D微观形貌 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 |
(1) 在优化的焊接工艺下，采用2219-T87塞棒和2A14-T6塞棒均实现对6mm厚2219-T87铝合金板材的FPW工艺过程，获得无宏观缺陷的FPW接头。
(2) 两种接头的RZ，TMAZ和HAZ组织特征相近，但2A14-T6接头的PTMAZ发生了明显的部分再结晶，发生部分再结晶的区域比2219-T87接头宽。
(3) 两种接头均发生局部软化，2219-T87接头的最低硬度出现在紧邻RZ的PTMAZ，最低值为95.6HV；2A14-T6接头的最低硬度出现在TMAZ，最低值为103HV。
(4) 塞棒材料对接头抗拉强度影响不大，但对伸长率影响显著，2219-T87接头抗拉强度可达346.2MPa，伸长率为5.76%；2A14-T6接头的抗拉强度可达351.2MPa，伸长率为3.54%。
(5) 拉伸过程中，2219-T87接头的变形主要集中在PM和PTMAZ，2A14-T6接头的变形则主要集中在TMAZ和HAZ；RZ和软化区是整个接头的薄弱区，拉伸断口均呈韧窝形貌。
| [1] |
张子群, 姜兆亮, 魏清月. 2219铝合金动态力学性能及其本构关系[J].
材料工程, 2017, 45 (10): 47–51.
ZHANG Z Q, JIANG Z L, WEI Q Y. Dynamic mechanical properties and constitutive equations of 2219 aluminum alloy[J]. Journal of Materials Engineering, 2017, 45 (10): 47–51. DOI: 10.11868/j.issn.1001-4381.2016.000859 |
| [2] |
栗慧, 邹家生, 姚君山, 等. 2219高强铝合金活性TIG焊工艺[J].
材料工程, 2018, 46 (4): 66–73.
LI H, ZOU J S, YAO J S, et al. Activating flux TIG welding technology of 2219 high strength aluminum alloy[J]. Journal of Materials Engineering, 2018, 46 (4): 66–73. |
| [3] |
彭杏娜, 曲文卿, 张国华. 焊接方法对2219铝合金性能及组织的影响[J].
航空材料学报, 2009, 29 (2): 57–60.
PENG X N, QU W Q, ZHANG G H. Influence of welding process on mechanical properties of aluminum alloy 2219[J]. Journal of Aeronautical Materials, 2009, 29 (2): 57–60. DOI: 10.3969/j.issn.1005-5053.2009.02.012 |
| [4] | RIKI T, TERRY L, KENNER, et al. Friction plug welding: US 6213379[P].2001-04-10. |
| [5] | COLETTA E R, CANTRELL M A. Friction pull plug welding: dual chamfered plate hole: US 6230958[P]. 2001-05-15. |
| [6] | METZ D F, BARKEY M E, et al. Fatigue behavior of friction plug welds in 2195 Al-Li alloy[J]. International Journal of Fatigue, 2012, 43 (1): 178–187. |
| [7] | METZ D F, WEISHAUPT E R, BARKEY M E, et al. A microstructure and microhardness characterization of a friction plug weld in friction stir welded 2195 Al-Li[J]. Journal of Engineering Materials & Technology, 2012, 134 (2): 021005. |
| [8] | HORTON K R. Microhardness, strength and strain field characterization of self-reacting friction stir and plug welds of dissimilar aluminum alloys[D].Alabama: The University of Alabama, 2011. http://adsabs.harvard.edu/abs/2011PhDT.......125H |
| [9] |
栾国红, 季亚娟, 董春林, 等. LY12铝合金摩擦塞焊接头组织分析[J].
焊接学报, 2006, 27 (10): 1–3.
LUAN G H, JI Y J, DONG C L, et al. Microstructure of LY12 aluminum alloy welded joint of friction plug welding[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2006, 27 (10): 1–3. DOI: 10.3321/j.issn:0253-360X.2006.10.001 |
| [10] |
赵衍华, 刘景铎, 张丽娜, 等. 2014铝合金搅拌摩擦焊缝的拉锻式摩擦塞补焊[J].
航空材料学报, 2010, 30 (1): 41–46.
ZHAO Y H, LIU J D, ZHANG L N, et al. Study on friction plug welding of 2014 aluminum alloy FSW joint[J]. Journal of Aeronautical Materials, 2010, 30 (1): 41–46. DOI: 10.3969/j.issn.1005-5053.2010.1.008 |
| [11] |
王国庆, 赵衍华, 孔德跃, 等. LD10铝合金熔焊接头缺陷的拉锻式摩擦塞补焊[J].
焊接, 2010 (6): 38–42.
WANG G Q, ZHAO Y H, KONG D Y, et al. Friction pull plug welding of LD10 aluminum alloy defects in TIG joints[J]. Welding & Joining, 2010 (6): 38–42. DOI: 10.3969/j.issn.1001-1382.2010.06.009 |
| [12] |
杜波, 孙转平, 杨新岐, 等. 异种铝合金摩擦塞补焊接头微观组织及性能[J].
机械工程学报, 2017, 53 (4): 43–48.
DU B, SUN Z P, YANG X Q, et al. Microstructure and mechanical properties of friction plug welding joints for dissimilar aluminum alloys[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2017, 53 (4): 43–48. |
| [13] | DU B, SUN Z P, YANG X Q, et al. Characteristics of friction plug welding to 10mm thick AA2219-T87 sheet:Weld formation, microstructure and mechanical property[J]. Materials Science & Engineering:A, 2016, 654 : 21–29. |
| [14] | DU B, SUN Z P, YANG X Q, et al. Weakening mechanism and tensile fracture behavior of AA 2219-T87 friction plug welds[J]. Materials Science & Engineering:A, 2017, 693 : 129–135. |
| [15] | ZHANG X C, WANG Y, YANG J, et al. Deformation analysis of ferrite/pearlite banded structure under uniaxial tension using digital image correlation[J]. Optics & Lasers in Engineering, 2016, 85 : 24–28. |