裝配間隙對(duì)頂蓋環(huán)縫攪拌摩擦焊焊接質(zhì)量的影響

趙 剛 劉旭升 魯 敏 劉朝輝 謝 冬

（首都航天機(jī)械有限公司，北京 100076）

文 摘 結(jié)合超聲波相控陣、金相觀察、力學(xué)試驗(yàn)分析技術(shù)，研究了由于銑切角度不同產(chǎn)生的裝配間隙對(duì)頂蓋環(huán)縫攪拌摩擦焊焊縫質(zhì)量及力學(xué)性能的影響。結(jié)果顯示當(dāng)銑切角差異帶來(lái)的裝配間隙大于1.30 mm時(shí)，焊縫中存在孔洞型體積缺陷，裝配間隙越大，缺陷越嚴(yán)重；裝配間隙的存在會(huì)使得焊縫的致密程度降低，焊縫的延伸率下降，并且在裝配間隙大于1.30 mm時(shí)，焊縫的抗拉強(qiáng)度會(huì)發(fā)生大幅度地下降。

0 引言

攪拌摩擦焊作為新型固相焊技術(shù)，在輕合金材料焊接中尤其是對(duì)于鋁合金結(jié)構(gòu)件的焊接具有很大的優(yōu)勢(shì)，目前已在航天制造領(lǐng)域發(fā)揮著越來(lái)越重要的作用［1-2］。貯箱是火箭燃料存儲(chǔ)與載荷傳遞的重要結(jié)構(gòu)，目前貯箱箱底制造技術(shù)已實(shí)現(xiàn)了全攪拌摩擦焊接。攪拌摩擦焊技術(shù)作為固相焊焊接技術(shù)，焊接過(guò)程中不需要填充物及保護(hù)氣，焊接熱輸入低，焊接變形小。相對(duì)于TIG焊，攪拌摩擦焊在焊前準(zhǔn)備及焊后處理上操作簡(jiǎn)便，同時(shí)焊接接頭的性能也優(yōu)于TIG焊接頭，是鋁合金結(jié)構(gòu)件的理想焊接技術(shù)［3-4］。

Φ3 350 mm 橢球箱底是我國(guó)現(xiàn)役系列運(yùn)載火箭芯級(jí)貯箱的重要組成單元，屬于大型承力薄壁焊接結(jié)構(gòu)件，主要由頂蓋、瓜瓣和叉形環(huán)拼焊而成。由于工作狀態(tài)下箱底承受非常大的內(nèi)部壓力，且受力狀態(tài)復(fù)雜，因此對(duì)于箱底焊縫尤其是頂蓋環(huán)縫的焊接質(zhì)量要求非常高。目前，Φ3 350 mm 橢球箱底頂蓋環(huán)縫采用攪拌摩擦焊接，對(duì)工件的裝配精度要求比較高，基本是0間隙配合，否則焊后容易出現(xiàn)孔洞、弱結(jié)合、未焊透等缺陷。

頂蓋環(huán)縫在曲面狀態(tài)下裝配，需要嚴(yán)格控制對(duì)接焊縫兩側(cè)圓環(huán)焊接邊和頂蓋焊接邊的銑切角度，才能實(shí)現(xiàn)焊接前的0 間隙裝配配合。因此探索銑切角度產(chǎn)生的裝配間隙對(duì)于頂蓋環(huán)縫攪拌摩擦焊焊接質(zhì)量的影響具有重要的工程應(yīng)用意義。

由于在工程實(shí)際應(yīng)用中，頂蓋環(huán)縫的焊接過(guò)程是被切分成無(wú)數(shù)個(gè)單點(diǎn)的直線(xiàn)段來(lái)實(shí)現(xiàn)焊接的，因此本文以2219 C10S鋁合金平板為試驗(yàn)對(duì)象，研究不同銑切角度所產(chǎn)生的裝配間隙對(duì)攪拌摩擦焊接頭焊接質(zhì)量的影響，為攪拌摩擦焊的工程應(yīng)用提供理論基礎(chǔ)。

1 試驗(yàn)材料及方法

1.1 試驗(yàn)材料

主要選用規(guī)格尺寸為400 mm×150 mm×7.1 mm的2219 C10S鋁合金板材（σb= 440 MPa，δ= 15%），主要化學(xué)成分如表1所示。

1.2 試驗(yàn)方法

頂蓋焊接中，圓環(huán)與頂蓋的焊接邊銑切角度均固定為15°，如圖1所示。在實(shí)際裝配中由于銑切角差異產(chǎn)生的裝配間隙情況如圖2所示。

圖1 頂蓋焊接邊緣銑切角度示意圖Fig.1 Schematic diagram of milling angle of welding edge of top cover

圖2 頂蓋與圓環(huán)銑切角差異產(chǎn)生的裝配間隙示意圖Fig.2 Schematic diagram of assembly clearance caused by milling angle difference between top cover and ring

為了在平板試驗(yàn)中擬合不同板材銑切角差異產(chǎn)生的裝配狀態(tài)，實(shí)驗(yàn)過(guò)程中一塊板材的焊接邊不進(jìn)行銑切，另一塊板材分別按20°、15°、10°和5°的銑切角進(jìn)行銑切。

焊接試驗(yàn)在拓璞攪拌摩擦焊設(shè)備上進(jìn)行，攪拌頭垂直于工件對(duì)接位置，其中攪拌針針長(zhǎng)為6.9 mm，攪拌針為三截面結(jié)構(gòu)；軸肩直徑為20 mm，結(jié)構(gòu)為凹面同心圓構(gòu)造；攪拌針轉(zhuǎn)速為600～800 r/min，焊接速度150～180 mm/min。焊接前打磨試板對(duì)接區(qū)，并用酒精擦拭去除油污等雜質(zhì)。焊后對(duì)焊縫進(jìn)行拉伸試驗(yàn)測(cè)試并采用金相分析焊縫組織，采用超聲波相控陣檢測(cè)分析焊接質(zhì)量。

2 結(jié)果與分析

2.1 不同銑切角裝配關(guān)系分析

將未銑切的板材與一組銑切角為20°、15°、10°的板材裝配成內(nèi)坡口的形式，與另一組銑切角為5°和10°的板材裝配成外坡口的形式，如圖3所示。從圖中可以看出，對(duì)接板材的銑切角度越接近于0°，兩者的對(duì)接間隙越小。將不同銑切角度壁板裝配獲得的試片用數(shù)字編號(hào)來(lái)表示，每個(gè)試片的最大焊接間隙數(shù)值如表2所示。

圖3 不同銑切角度板材裝配關(guān)系示意圖Fig.3 Schematic diagram of plate assembly relationship with different milling angles

表2 試樣編號(hào)及最大間隙值Tab.2 Sample number and maximum gap value

2.2 焊縫超聲波相控陣檢測(cè)分析

不同銑切角度壁板獲得的焊縫進(jìn)行超聲波相控陣檢測(cè)結(jié)果如圖4所示。從圖4（a）中可以看出1#試片的焊縫中根部存在嚴(yán)重的焊接缺陷，并且該缺陷由焊縫根部延伸到焊縫內(nèi)部。從裝配關(guān)系中可以看出兩壁板之間存在著從底部到頂部的間隙，焊接間隙的存在使得焊接過(guò)程中該部位材料缺失，易于產(chǎn)生弱結(jié)合面積型缺陷及孔洞型的體積缺陷［5］。

圖4（b）為2#試片的攪拌摩擦焊焊縫超聲相控陣掃描圖，從中可以看出只在焊縫根部存在著面積比較大的弱結(jié)合缺陷，焊縫內(nèi)部質(zhì)量完好，相對(duì)于1#試片焊接缺陷得到了改善。這是由于在焊縫中上部焊接間隙小于底部1.90 mm 的間隙，攪拌針旋轉(zhuǎn)引起的材料流動(dòng)可以填補(bǔ)試板中上端材料的缺失，在焊接壓力的作用下可以形成致密的焊縫。同樣在1#試片焊縫中也可以發(fā)現(xiàn)越靠近試板上部，焊接缺陷的信號(hào)越來(lái)越弱。因此焊接間隙越小，越有益于焊縫質(zhì)量的提升。

圖4（c）為3#試片的攪拌摩擦焊焊縫超聲相控陣掃描圖，結(jié)果顯示該焊縫不存在內(nèi)部及根部缺陷。即當(dāng)銑切角度差小于10°時(shí)產(chǎn)生的焊接間隙（1.25 mm）相對(duì)較小，焊接過(guò)程中材料受攪拌針攪拌發(fā)生流動(dòng)會(huì)填充到間隙位置處并且在軸肩下壓力作用下形成致密的焊縫。

圖4（d）、（e）分別為4#、5#試片的攪拌摩擦焊焊縫超聲相控陣掃描圖。結(jié)果顯示4#、5#試片的焊縫與0#試片的焊縫相控陣結(jié)果一樣［圖4（f）］，焊縫中均未發(fā)現(xiàn)焊接缺陷。因此在存在外坡口的情況下，焊接間隙小于1.25 mm 時(shí)，攪拌針旋轉(zhuǎn)引起的材料流動(dòng)以及攪拌頭的下壓作用也可以獲得致密無(wú)缺陷的焊縫。

圖4 不同銑切角度試樣FSW焊縫超聲相控陣檢測(cè)結(jié)果Fig.4 Ultrasonic phased array test results of FSW welds of sample with different milling angles

從上述焊縫超聲波相控陣檢測(cè)結(jié)果可以看出，當(dāng)對(duì)接板材之間的焊接間隙小于1.25 mm 時(shí)，焊縫的焊接質(zhì)量可以通過(guò)焊接過(guò)程的調(diào)整得到控制的，所獲得焊縫不存在弱結(jié)合及孔洞缺陷。

2.3 焊縫金相分析

圖5為1#試片的焊縫金相觀察圖。從圖中可以看出在焊縫根部靠上的位置存在著形狀不規(guī)則的孔洞型體積缺陷，而在焊縫中上部未發(fā)現(xiàn)焊接缺陷，與焊縫的超聲波相控陣檢測(cè)結(jié)果相符。并且在焊核區(qū)可以很明顯地觀察到由攪拌針旋轉(zhuǎn)引起的材料流動(dòng)所留下的“洋蔥環(huán)”特征［6］。

圖5 1#試片焊縫金相Fig.5 Metallography of 1# sample

圖6為2#試片的焊縫金相觀察圖。從圖中可以看出在焊縫根部介于母材與焊縫連接處存在著孔洞型體積缺陷，同時(shí)在圖4（b）相控陣檢測(cè)結(jié)果中也可以看出缺陷信號(hào)主要偏向于焊縫的一側(cè)，并且在相控陣與金相分析結(jié)果中均發(fā)現(xiàn)在焊核區(qū)不存在內(nèi)部缺陷。

圖6 2#試片焊縫金相Fig.6 Metallography of 2# sample

在3#、4#、5#、0#試片的焊縫金相中均未發(fā)現(xiàn)焊接缺陷的存在，如圖7所示，與焊縫的超聲波相控陣檢測(cè)結(jié)果吻合。由此可以進(jìn)一步證實(shí)當(dāng)對(duì)接板材之間的焊接間隙小于1.25 mm 時(shí)，焊縫的焊接質(zhì)量可以通過(guò)焊接過(guò)程的調(diào)整得到控制，所獲得焊縫在金相分析中不存在弱結(jié)合及孔洞缺陷，焊縫成型優(yōu)異。

圖7 3#、4#、5#、0#試片焊縫金相Fig.7 Metallography of 3#、4#、5#、0# sample

2.4 焊縫力學(xué)性能分析

表3為不同銑切角壁板裝配后FSW焊縫拉伸強(qiáng)度與延伸率測(cè)試結(jié)果，每種裝配狀態(tài)提供3對(duì)試片，每對(duì)試片取3個(gè)子樣，最終取力學(xué)性能的平均值作為考核依據(jù)。從測(cè)試結(jié)果中可以看出0#試片的焊縫，抗拉強(qiáng)度為325.7 MPa，斷后延伸率為8.3%。

表 3 不同試樣的力學(xué)性能Tab.3 Mechanical properties of different samples

3#、4#、5#試片的抗拉強(qiáng)度分別為315、321和316.7 MPa，焊縫的抗拉強(qiáng)度幾乎無(wú)差異，并且與0#試片焊縫的抗拉強(qiáng)度相比，也沒(méi)有產(chǎn)生明顯的下降。因此在銑切角差異不大時(shí)，所產(chǎn)生的焊接間隙對(duì)焊縫的抗拉強(qiáng)度影響較小。但是3#、4#、5#試片焊縫的斷后延伸率相對(duì)于0#試片焊縫均有所下降。延伸率的下降主要是受到焊接間隙的影響。焊接間隙的存在使得焊后焊縫的致密性下降，焊縫內(nèi)部相對(duì)于焊前無(wú)間隙的焊縫內(nèi)部疏松，塑性下降，使得斷后延伸率產(chǎn)生下降［7］。

從測(cè)試結(jié)果中可以看出銑切角1#、2#試片的焊縫抗拉強(qiáng)度分別為278.3 與290 MPa，斷后延伸率分別為4.3%和4.7%，相對(duì)于0#試片焊縫的抗拉強(qiáng)度和延伸率均發(fā)生了大幅度地下降。這是由于焊接間隙過(guò)大，焊縫位置處母材缺失，在一定恒焊接壓力下，焊縫內(nèi)部成形較為疏松；同時(shí)焊接過(guò)程中的材料流動(dòng)不能完全填充整個(gè)焊縫，焊縫內(nèi)部存在著金相結(jié)果中所示的孔洞型體積缺陷，導(dǎo)致焊縫的力學(xué)性能發(fā)生下降。

圖8、圖9分別為0#、1#試片焊縫的拉伸斷口掃描電鏡圖像。從圖中可以看出0#試片焊縫的宏觀拉伸斷口表面相對(duì)平整，同3#、4#、5#試片焊縫的拉伸斷口形貌相似。并且在0#試片焊縫的拉伸斷口微觀圖像中，存在著大量尺寸均勻的等軸韌窩特征，斷裂方式為塑性斷裂。

圖8 0#試片焊縫拉伸斷口掃描圖像Fig.8 Scanning image of tensile fracture of 0# sample

圖9 1#試片焊縫拉伸斷口掃描圖像Fig.9 Scanning image of tensile fracture of 1# sample

而在1#試片焊縫的宏觀拉伸斷口中呈現(xiàn)出“撕裂斷層”的樣貌，在微觀圖像中可以發(fā)現(xiàn)斷口中除了存在圓形的韌窩特征外，韌窩周?chē)嬖谥浅Ｃ黠@的較薄的撕裂棱［8-9］。

兩者斷口中呈現(xiàn)的這種特征差異主要是由于在1#試片焊縫中存在著“孔洞型”的體積缺陷，在缺陷位置處局部的應(yīng)力狀態(tài)會(huì)發(fā)生改變，即在進(jìn)行拉伸試驗(yàn)時(shí)，單向的拉應(yīng)力遇到孔洞缺陷后會(huì)在該局部位置形成剪切，因而斷口形貌中相對(duì)于單一的拉應(yīng)力塑性斷裂特征，會(huì)出現(xiàn)宏觀的斷層和撕裂棱特征。

3 結(jié)論

主要研究了由于銑切角度不同產(chǎn)生的焊接間隙對(duì)頂蓋環(huán)縫攪拌摩擦焊焊縫質(zhì)量的影響。通過(guò)超聲波相控陣技術(shù)、金相觀察、拉伸試驗(yàn)和掃描電鏡觀察分析了銑切角度對(duì)焊縫內(nèi)部缺陷及焊縫力學(xué)性能的影響，得出如下結(jié)論：

（1）當(dāng)銑切角度差異造成的對(duì)接板材之間的焊接間隙大于1.25 mm 時(shí)，焊縫中會(huì)存在弱結(jié)合及孔洞缺陷，而當(dāng)焊接間隙小于1.25 mm 時(shí)，焊縫的焊接質(zhì)量可以通過(guò)焊接過(guò)程的調(diào)整得到控制的，所獲得焊縫不存在弱結(jié)合及孔洞缺陷；

（2）銑切角差異所產(chǎn)生的焊接間隙小于1.25 mm時(shí)，對(duì)焊縫的抗拉強(qiáng)度影響較小，但是焊接間隙的存在會(huì)使得焊縫的斷后延伸率下降；當(dāng)焊接間隙大于1.25 mm時(shí)，焊縫的拉伸強(qiáng)度和延伸率會(huì)出現(xiàn)較大程度的下降；

（3）焊接間隙過(guò)大產(chǎn)生的內(nèi)部缺陷，會(huì)影響該位置處局部的應(yīng)力狀態(tài)，單向的拉應(yīng)力遇到缺陷后會(huì)在該局部位置形成剪切斷裂特征。