2219铝合金拉拔式摩擦塞补焊接头界面缺陷研究

邓 越 刘正武 浦岩昊 尹玉环 崔 雷

（1.上海航天设备制造总厂有限公司，上海 200245；2.天津大学材料科学与工程学院，天津 300072）

1 引言

近些年随着商业航天的蓬勃发展，火箭发射服务需求激增。然而，现有火箭运力无法满足高频率、大密度的商业发射服务需求，因此急需研制具有大运力水平的重型运载火箭，这也对航天装备制造工艺提出了更高的要求[1]。运载火箭由箭体结构、动力装置及有效载荷等系统组成，箭体结构主体为用于储存燃料的推进剂贮箱，贮箱容积大小、材料密度与结构质量将直接决定火箭运力水平。贮箱结构由前、后箱底及若干筒段构成，筒段纵缝及环缝通常通过搅拌摩擦焊接工艺（Friction Stir Welding,FSW）连接。然而，焊后FSW 焊缝会因搅拌针回撤而产生匙孔缺陷，导致贮箱结构损伤，甚至失效。英国焊接研究所提出的摩擦塞补焊工艺（Friction Plug Weld,FPW）可实现对FSW焊缝匙孔缺陷的原位等强修复[2]。

截至目前，国外相关单位已对该工艺连接机理进行了充分研究，且进行了工程化运用。在2005年，美国国家航天局马歇尔飞行中心与阿拉巴马大学联合研制了首台拉拔式摩擦塞补焊原理样机，并成功对厚度小于12mm 的2 系铝合金进行了焊接。在随后的2008～2012年间，美国国家航天局将该技术用于低温推进剂贮箱箱底及外贮箱环焊缝的焊接，并发现修补后的FPW 焊缝强度较原手工TIG 焊提高了20%[3～5]。国内单位对FPW 工艺还处于基础性研究阶段。首都航天机械公司分别研制了基于“连续驱动摩擦”与“惯性摩擦”原理的塞补焊设备，开展了薄板焊接试验，编制了铝合金摩擦塞焊航天行业标准。天津大学在开展海洋石油管道修复研究时，设计并制作了水下顶锻式摩擦塞补焊工程样机，经工艺试验初步确定了不同厚度板材所对应的工艺窗口。在此设备基础上相继研发出了拉拔式塞补焊设备，并针对接头组织特征、材料流动行为及接头弱化机理进行了全面系统的研究[6～8]。

本文进行了2219铝合金拉拔式摩擦塞补焊试验，建立了相应的FPPW热力耦合模型，着重研究了FPPW接头界面缺陷特征，并结合仿真探讨了界面缺陷的产生原因。本文所提供的研究结果能够提高后续FPPW工艺优化效率，减少界面缺陷，增强接头结合质量。

2 试验设置

2.1 试验材料

塞棒材料选用2219-T87 铝合金，试板材料选用2219-T6铝合金，支撑环材料选用40Cr 钢。图1 为试验所采用的FPPW 接头结构设计示意。塞棒与支撑环结构保持不变，塞孔形状分别为圆孔、半锥孔、锥孔。试验在天津大学自研的塞补焊设备上进行，焊接工艺参数为焊接旋转速度为7000r/min、轴向拉力为45kN、轴向进给量为12mm。

图1 试验所采用FPPW 接头结构示意

FPPW 试验完成后，试板上下表面多余塞棒部分被切除，并沿塞棒中心线截取接头横截面金相。经砂纸水磨与机械抛光，经凯勒试剂腐蚀10s 后，采用Startzoom5 超景深显微镜观察焊接接头宏观截面成形，采用JSM-7800F 热场发射扫描电镜观察微观界面组织。FPPW 接头拉伸试样设计标准参照国标GB T 228—2010，如图2所示。试验机进行拉伸性能测试的加载速率为2mm/s。

2.2 模型设置

基于Deform 建立FPPW 热力耦合二维模型。如图3所示，模型共由塞棒、试板、支撑环与主轴四部分组成，主轴用于驱动塞棒旋转与进给。使用非均匀四边形网格划分模型，塞棒与母材的网格单元数量为4000，支撑环与主轴的网格单元数量为2000。为提高计算效率，焊接过程中材料所产生的弹性变形忽略不计[9，10]。塞棒与试板被设为塑性体，支撑环与主轴被设为刚体。

图3 网格划分示意

塞棒与母材设为 2219铝合金，其比热容为864J/(kg·°C)，密度为2840kg/m3；主轴与支撑环设为40Cr 钢，其比热容为473J/(kg·°C)，密度为7850kg/m3。本文选择Johnson-Cook 模型描述焊接过程中2219铝合金应力与应变、应变率、温度间的关系，如式（1）所示。

式中，σy为等效应力，εp为等效应变，ε˙p/ε˙0为等效应变速率，Tr为参考温度，Tm为材料熔点，A、B、C、n、m为材料参数。由于在塞棒停转前后，FPPW接头母材侧热塑性金属变形特征差异显著，因此针对Johnson-Cook 本构应分别设置不同材料参数。

本文忽略焊接初期塞棒与塞孔侧壁间的滑动摩擦产热，将二者摩擦类型设为剪切摩擦模式，摩擦系数μ设为随温度变化函数[11]，如式（2）所示。

随着塞棒与塞孔侧壁接触并发生剧烈摩擦，接头内部形成温度梯度，热量将由高温处传递至低温处。热传递方式包括传导、对流、辐射。热传导是指塞棒、母材内部的传热以及塞棒与母材接触界面的传热。其中，2219铝合金的热导率为121W/(m·℃)，40Cr 钢的热导率为42.6W/(m·℃)，工件表面间的接触换热系数为 0.012W/(m2·℃)；热对流是指工件表面与环境气体间因存在温差而产生的对流换热，对应的对流换热系数为2×10-5W/(m2·℃)。热辐射是指工件通过电磁辐射的形式向外界散发热量，进行热能传递。在仿真模型中，所有工件热辐射率设置为0.7。

3 试验结果

3.1 接头成形过程

图4 为焊接过程中不同时刻FPPW 接头的温度分布。当t=0～1.2s 时，塞棒处于旋转进给状态，与塞孔侧壁产生剧烈摩擦。摩擦界面温度上升至约500℃，且界面两侧材料中的高温(T>430℃)作用区域面积持续扩大。值得注意的是，此阶段接头界面两侧存在温度梯度，即毗邻界面的塞棒侧温度要高于母材侧。当t=1.2s 时，塞棒因其轴向进给距离到达预设值而停转，摩擦产热终止，此时塞棒侧与母材侧中的高温作用区域达到最大；随后接头界面温度开始下降，且界面两侧的温度梯度消失；当t=5.2s 时，整个FPPW 接头温度较为均匀，界面温度降至150～230℃。

图4 FPPW 接头温度场变化规律

图5 为焊接过程中不同时刻FPPW 接头的等效应变场分布。当t=0～1.2s 时，塞孔侧壁材料随着塞棒旋转进给而被挤压变形，产生约为2mm/mm 的应变。当塞棒停转后，毗邻界面的塞孔侧壁材料应变不再增加。分析认为，在塞棒停转后，界面及其附近材料温度开始下降，材料对应屈服强度随之升高。当材料屈服强度高于主轴对塞棒所施加的拉锻力时，界面及其附近材料将不再产生塑性变形，故应变不再增加。值得注意的是，在焊接过程中塞棒侧材料基本不产生变形。这是由于材料屈服强度随着温度升高而降低，而塞棒温度小于母材侧，因此塞棒的屈服强度比母材侧更高，更难以产生塑性变形。

图5 FPPW 接头应变场变化规律

塞棒停转后，FPPW 接头界面开始愈合。研究表明，固相焊接头界面愈合是通过界面两侧再结晶晶界迁移实现的，而再结晶晶界迁移速率与界面附近材料应变程度、温度高低密切相关。界面温度提高及其附近材料应变的增大均有利于诱导再结晶晶界迁移，从而促进界面愈合[12]。为分析塞孔结构改变对界面结合质量的影响，沿界面提取塞棒停转后的FPPW 接头界面温度及应变，如图6所示。当塞棒停转2s 时，FPPW接头界面温度处于290～320℃。随着塞孔结构由圆孔向锥孔转变，界面温度愈发均匀，但温度均值却略有减小；分析认为，塞棒与塞孔侧壁的初始接触面积因

图6 塞棒停转后2s 的FPPW 接头界面特征

塞孔结构由圆形转变为锥形而增大，故摩擦界面产热更加均匀。如图6b所示，采用圆孔的FPPW 接头界面应变分布最为不均，界面附近材料应变由2.6（接头上部）降至2.2（接头中部）；采用半锥孔的接头界面应变分布有所改善，而采用锥孔的FPPW 接头界面应变分布最均匀，整个界面附近材料应变约为2.4mm/mm。分析认为，由于采用锥孔结构的FPPW 接头摩擦界面产热速率加快，接头界面附近材料流动性增强，因此应变分布均匀。

3.2 界面组织形貌

图7 为采用圆形塞孔结构的FPPW 接头成形及界面形貌。接头上下飞边成形良好，无肉眼可见缺陷。沿界面作进一步观察发现，在接头上部，界面产生弯曲，塞棒与塞孔侧壁间存在断续间隙，如图7b所示。这表明塞孔与塞孔侧壁实现局部结合，即弱结合缺陷；在接头中部，界面保持平直，塞棒与塞孔侧壁间存在间隙。这表明二者仅产生轻微接触但未能实现结合，即未焊合缺陷，如图7c所示；在接头下部，界面完全消失，塞棒与塞孔侧壁实现结合，如图7d所示。

图7 采用圆形塞孔结构的FPPW 接头界面形貌

图8 为采用半锥型塞孔结构的FPPW 接头界面形貌，其界面已难以辨认。与采用圆孔结构的FPPW 接头相比，在接头上、中部界面微区，塞棒与塞孔侧壁间的间隙宽度减小、界面缺陷数量减少。这表明该处虽仍存在弱结合缺陷，但其结合质量较采用圆形塞孔接头已得到明显改善。在接头下部界面，界面完全消失。图9 为采用锥形塞孔时的FPPW 接头界面形貌。整个界面均结合良好，未观察到未焊合与弱结合缺陷。

图8 采用半锥形塞孔结构的FPPW 接头界面形貌

图9 采用锥形塞孔结构的FPPW 接头界面形貌

图10 为采用圆孔的FPPW 接头界面EDS 面扫描结果。在界面弱结合缺陷处（图10a～图10d），Al 含量明显下降，而O、Cu 含量则提升。在已愈合处（图10e～图10h），Al、O 及Cu 均匀的分布在塞棒与塞孔侧壁中，无明显偏聚。分析认为，O 主要来源于塞棒表面氧化物。这是因为焊接完成后，塞棒几乎不发生变形，其表面氧化膜不会因受挤压而被破坏；毗邻界面的母材侧金属变形严重，其表面氧化膜会因基体变形而破裂，因此界面中的氧化物来自于塞棒表面氧化膜。

图10 FPPW 接头界面EDS 面扫描分析

结合仿真可知，采用圆孔的FPPW 接头界面应变分布不均，接头上部界面应变达到2.6mm/mm，而中部界面应变仅为2.2mm/mm。研究表明，只有当界面及其附近材料的应变及温度达到阈值时，固相焊接头才能实现结合。此外，界面应变及温度的提高皆可降低界面结合所要求的阈值，改善接头结合质量[13～15]。分析认为，采用圆孔的接头中部界面应变未达界面愈合所要求阈值，导致该区域产生未焊合缺陷；而在接头上部，界面应变虽增大但分布不均，导致热塑性金属流动性差异较大，材料流动不充分，难以及时填充界面微区空隙，造成弱结合缺陷。随着塞孔结构由圆孔转变为锥孔，界面温度及附近材料应变分布愈加均匀，材料流动性差异减小，促进界面微区间隙闭合，从而消除界面缺陷。针对后续试验FPPW 接头所出现的界面缺陷，可考虑通过优化接头结构改善界面附近材料流动性，确保界面应变分布均匀，进而达到消除界面缺陷目的。

3.3 拉伸性能

图11为采用不同塞孔结构的FPPW接头拉伸测试结果。随着塞孔结构由圆形改变为锥形，接头拉伸性能随之升高。采用锥孔的接头抗拉强度最高，达到306.9MPa，其延伸率达到4.82%，较采用圆孔的接头提高了28.19%。这表明FPPW 接头界面缺陷减少后，FPPW 接头的抗拉强度与延伸率得到显著提升。

图11 用不同塞孔的FPPW 接头抗拉强度与延伸率

图12为采用圆形塞孔结构的FPPW接头截面断裂位置。在弱结合处（图12a），裂纹沿界面拓展，拓展路径平直；分析认为，当接头承受拉应力时，由于界面析出相难以与基体协同变形，二者间会产生剪切应力。在剪切应力作用下，界面析出相与变形基体间产生相对滑动，形成滑移型裂纹，故断裂位置位于界面。此外，界面上连续分布的析出相还易引起应力集中。位于弱结合处的接头断口光滑平整，呈河流状花样，相邻平面间存在少量韧窝特征，趋于脆性断裂（图12b）。在已愈合处（图12c），裂纹拓展路径曲折。分析认为，在界面已愈合处，塞棒与塞孔侧壁通过再结晶带连接。当接头承受拉应力时，再结晶带中细小的等轴晶能够通过旋转以协调晶粒变形，以承受更大变形量。位于已愈合处的接头断口分布大量正交韧窝，且韧窝底部存在颗粒状第二相，为微孔聚集型的韧性断裂（图12d）。

图12 用圆形塞孔的FPPW 接头截面断裂位置与断口形貌

结合上述分析可知，相比于界面已愈合区域，采用圆孔的FPPW 接头界面弱结合缺陷附近力学性能薄弱，难以进行塑性变形，易成为裂纹萌生区。随着塞孔结构由圆孔转变为锥孔，FPPW 接头界面温度及应变分布更加均匀，消除了界面缺陷，提升了接头拉伸性能。

4 结束语

a.FPPW 接头界面缺陷可分为弱结合与未焊合。弱结合以塞棒与塞孔侧壁接触界面产生弯曲为特征，且界面间隙存在氧化物与富Cu 相，阻碍界面间原子相互扩散；未焊合以塞棒与塞孔侧壁接触界面保持平直为特征。

b.FPPW 接头界面缺陷是由于塞棒停转后接触界面温度及应变分布不均所致。当界面温度及应变分布不均时，塞孔侧壁材料流动性差异大，流动不充分，难以及时填充其与塞棒间的界面微区空隙，最终形成未焊合与弱结合缺陷。

c.FPPW 接头界面缺陷会对接头拉伸性能产生不利影响。当接头承受拉应力时，界面未焊合缺陷的存在削减了接头有效承载面积，而界面弱结合处的析出相将引起应力集中，导致接头拉伸性能下降。