Microstructure and properties of 7075-T651 aluminum alloy friction plug welding joint
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摘要: 以2219-T87铝合金为塞棒材料，采用摩擦塞补焊工艺对8 mm厚7075-T651铝合金进行焊接，并对不同工艺参数下接头的成形、微观组织、力学性能等进行观察和测试.结果表明，采用优化的工艺参数可以获得无缺陷的接头，塞棒和母材摩擦界面形成了等轴晶.根据组织形貌可以把摩擦塞补焊接头分成再结晶区、热力影响区、塞棒热力影响区、热影响区、塞棒热影响区和母材6个区，热力影响区组织发生了变形和长大以及沉淀相的溶解和粗化，局部发生了软化，尤其是塞棒热力影响区硬度值最低，在90 ~ 95 HV左右，拉伸试验时无缺陷的接头断裂位置在塞棒区，断裂模式为韧性特征. 摩擦塞补焊接头抗拉强度最高可达343 MPa，断后伸长率最高达7.0%，分别达到母材的63.8%和77.8%.
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关键词:
- 摩擦塞补焊 /
- 7075-T651铝合金 /
- 微观组织 /
- 沉淀相 /
- 力学性能
Abstract: Friction plug welding (FPW) for 8 mm thickness 7075-T651 aluminum alloy sheets were carried out using 2219-T87 aluminum alloy as plug material, and the formation and microstructure characteristics of the FPW joints obtained by using different process were observed, and the properties were tested. The results show that defect-free joints can be obtained with optimized parameters, and equiaxed grains were formed at the friction interface between the plug and base material. According to the structure and morphology, the FPW joint can be divided into 6 zones: recrystallization zone, thermo-mechanical affected zone, plug thermo-mechanical affected zone, heat affected zone, plug heat affected zone and base metal. The microstructure of the thermo-mechanical affected zone grew and deformed, with the precipitation phase dissolved and coarsened. Local softening also occurred. In particular, the hardness value of the plug heat affected zone reached the lowest at about 90 − 95 HV. During the tensile test, fracture of the defect-free FPW joint happened at the plug center, with ductile features in terms of fracture mode. The maximum tensile strength and elongation of the FPW joints reached 343 MPa and 7.0%, reaching 63.8% and 77.8% of that of the base metal, respectively. -
0. 序言
7075铝合金为Al-Zn-Mg-Cu合金，属于高强铝合金，具有优良的比强度、断裂韧性、耐热性、疲劳强度、耐腐蚀性能以及加工性能，广泛应用于轨道交通、航天飞机和航天器等结构的制造[1-3].但7075铝合金采用传统的熔化焊方法焊接易产生变形、气孔、裂纹等问题，导致结构件的强度降低[4].固相的搅拌摩擦焊的热输入和焊接变形小、而且焊接过程中材料不熔化，从根本上解决了7075铝合金熔化焊缺陷的难题，很适合7075铝合金的焊接[5]，但搅拌摩擦焊受到 “匙孔”缺陷的制约，很难应用于封闭的环形结构焊接，而且还会因焊接工艺规范选择不当、装配精度不好、搅拌工具加工不合理、搅拌针断裂等原因产生各种焊接缺陷[6].因此，搅拌摩擦焊“匙孔”及缺陷的补焊修复问题已经成为制约7075铝合金应用的瓶颈，亟待解决.
摩擦塞补焊(friction plug welding，FPW)是英国焊接研究所于1995 年发明的一种新型固相补焊技术,具有原理简单、焊接过程绿色无污染、焊接变形小、一次补焊可去除缺陷，能够解决封闭环形结构搅拌摩擦焊“匙孔”以及焊接缺陷的修复问题[7-10]. 在国外，目前已有初步的工业应用，Dalder等人[11]采用FPW技术对内径1020 mm、厚度38 mm的2219-T6铝合金压力容器环缝“匙孔”进行了补焊，焊接后对产品进行超声相控阵无损检测合格. 洛克希德·马丁公司于2000年将FPW技术应用于2219和2195航天飞机外贮箱等离子焊缝的修复，获得了高强度、高断裂韧性和低缺陷率的修补焊缝，成功解决了熔化焊难以补焊的问题，极大地提高了航天贮箱的生产能力[12].在国内，关于FPW技术仍处于工艺研究阶段.
文中采用摩擦塞补焊对8 mm厚的7075-T651铝合金进行试验，并对接头成形、微观组织与力学性能进行了观察和分析， 研究结果可为搅拌摩擦焊接缺陷的补焊提供理论和技术支撑，并对7075铝合金更广阔的应用起到一定的促进作用.
1. 试验方法
试验采用7075-T651 铝合金板材，尺寸规格为300 mm × 150 mm × 8 mm，7075-T651铝合金母材的抗拉强度为538 MPa，断后伸长率为9.0%. 塞棒材料选用2219-T87铝合金，抗拉强度为460 MPa，断后伸长率为12.0%. 7075-T651和2219-T87铝合金的化学成分如表1所示.
表 1 7075-T651和2219-T87铝合金的化学成分(质量分数，%)Table 1. Chemical compositions of 7075-T651 and 2219-T87 aluminum alloy材料 Cu Mn Si Fe Mg Zn Ti Zr V Al 7075-T651 1.2 ~ 2.0 0.3 0.4 0.5 2.1 ~ 2.9 5.1 ~ 6.1 0.2 — — 余量 2219-T87 6.2 0.3 0.07 0.15 0.02 0.03 0.06 0.14 0.1 余量 试验在天津大学自主研制的顶锻式摩擦塞补焊设备上完成，在试板的中心位置开塞孔进行焊接，然后自然冷却，塞棒和塞孔的几何尺寸如图1所示.FPW过程中控制的主要工艺参数有：主轴转速、摩擦压力、顶锻压力、塞棒进给量和焊接速度.在大量探索性工艺试验的基础上，固定焊接速度50 mm/min，其它工艺参数设置如表2所示.
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图 1 塞棒和塞孔的结构设计(mm)Figure 1. Structural design of plate hole and plug. (a) plate hole； (b) plug表 2 焊接工艺参数Table 2. Welding parameters编号 主轴转速n/(r·min−1) 摩擦压力
F/kN顶锻压力
P/kN塞棒进给量
H/mmA1 6500 35 40 6 A2 6500 40 45 6 A3 6500 45 50 6 A4 6500 50 55 8 B1 7500 35 40 8 B2 7500 40 45 8 B3 7500 45 50 8 B4 7500 50 55 8 焊接完成后，沿塞棒直径切开焊缝得到横截面，制备金相试样，并用400 ~ 2000 号的水磨砂纸打磨、抛光后，用腐蚀剂(2 mLHF + 3 mLHCl + 5 mLHNO3 + 190 mLH2O)腐蚀约2 min，在OLYMPUS GX51型光学显微镜下观察微观组织特征.使用Tecnai F30型场发射型透射电子显微镜对沉淀相进行观察和分析. 在横截面上截取10 mm × 5 mm × 1 mm的试样，使摩擦界面在试样的中间位置，对试样采用400 ~ 3000号的SiC水磨砂纸进行打磨，然后电解抛光1 min，用配备HKL Channel 5 电子背散射衍射(electron backscatter diffraction，EBSD)探头的FEL Scios Quanta 650F型场发射扫描电子显微镜进行EBSD观察和分析.在FPW接头的横截面上使用HVS-1000型数显显微硬度计进行维氏硬度试验，加载载荷为10 N，保压时间15 s.沿试板长度方向以塞棒中心为基准按照标准GB/T 228—2002《金属材料室温拉伸试验方法》制备拉伸试样，并在CSS-44100型电子万能试验机上进行拉伸试验，拉伸速率为3 mm/min.
2. 试验结果与分析
2.1 不同焊接工艺参数下FPW接头成形
图2为不同焊接工艺参数下FPW接头横截面的宏观形貌，焊接质量如表3所示. 图3为FPW接头典型缺陷形貌.从图3可以看出存在4种类型的缺陷，即填充不足、弱连接、未焊合和孔洞型缺陷.焊接过程中，主轴转速和焊接压力是影响热输入最主要的因素，对连接界面的形状有很大的影响，进而影响焊接缺陷的形成.对焊接过程进行受力分析，如图2a所示，焊接压力F会产生一个垂直摩擦界面的法向力Ft和一个沿摩擦界面的切向力Fn，Ft决定了塞棒和母材之间的连接紧密度，Fn决定摩擦界面塑性材料流动的充分性. 从图2a可以看出，FPW接头在某一厚度位置出现了“颈缩”现象，定义颈缩开始位置到焊缝根部的距离为h，颈缩段Fn几乎为零.
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图 2 FPW接头横截面宏观形貌Figure 2. Cross-sectional morphology of FPW joints. (a) A1 joint; (b) A2 joint; (c) A3 joint; (d) A4 joint; (e) B1 joint; (f) B2 joint; (g) B3 joint; (h) B4 joint表 3 FPW接头的焊接质量Table 3. Weld quality of FPW joints主轴转速
n/(r·min−1 )摩擦压力F/kN 35 40 45 50 6 500 未焊合 未焊合 合格 合格 7 500 未焊合 弱连接、孔洞 合格 合格 ![]()
图 3 FPW接头典型缺陷Figure 3. Typical welding defect of FPW joints. (a) insufficient filling; (b) weak-bonding; (c) unwelded; (d) hole-type从接头成形情况可以看出，在主轴转速下摩擦压力低于40 kN时，摩擦界面存在缺陷，这是由于焊接压力较小时Ft小，难以保证塞棒和塞孔侧壁的有效摩擦，h也较大，进一步减小了接头下部的摩擦力，容易出现弱连接和孔洞型缺陷.当焊接压力较大时，会加剧塞棒的变形量，h逐渐减小，整个摩擦界面上Ft都较大，使得塞棒与塞孔侧壁能够紧密连接.
2.2 微观组织
图4和图5分别为A4接头横截面形貌和不同区域的微观组织. 根据组织形貌的不同，将FPW接头分为，再结晶区(recrystallized zone，RZ) (图5a ~图5c)、塞棒热力影响区(thermo mechanically affected zone of plug，P-TMAZ) (图5d)、塞棒热影响区(heat affected zone of plug，P-HAZ)(图5e)、热力影响区(thermo mechanically affected zone，TMAZ) (图5f)、热影响区(heat affected zone，HAZ)(图5g)和母材区(base metal，BM)(图5h)6个区域. 在再结晶区形成了细小的等轴晶组织，而且从塞棒大端到小端再结晶区的宽度逐渐增加，这是由于该部分组织位于塞棒和母材的结合面处，在焊接过程中高速旋转的塞棒与母材摩擦产热，使塞棒和母材结合部位达到塑性状态，塑性材料在塞棒旋转机械力的作用下发生塑性流动，主轴急停后还会对塞棒施加一个顶锻压力，由于焊接时间短再结晶形成的细小等轴晶来不及充分长大，就形成带状分布的细小等轴晶区.再结晶区宽度的不同是因为塞棒的锥角小于母材塞孔，焊接过程中塞棒和塞孔的小端先接触，摩擦产热时长所致.P-HAZ和HAZ分别保持了原始母材竖直和水平方向的轧制组织形貌，但紧挨摩擦界面的P-TMAZ和TMAZ晶粒由于焊接过程同时受摩擦热循环和机械力的作用，发生了严重的变形和拉长.
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图 5 FPW接头的微观组织Figure 5. 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 h2.3 FPW接头EBSD分析
图6、图7和图8分别为FPW接头反极图(IPF)、晶粒尺寸分布和晶粒取向角分布.从IPF可以看出，RZ形成细小的等轴晶，母材和塞棒热影响区晶粒发生了严重的变形，而且在焊接过程中由于塞棒散热条件差，受摩擦热和机械力的影响大，在晶界处出现了再结晶晶粒.从晶粒尺寸分布可以看出，RZ的晶粒尺寸远小于其它区域，主要集中在2 ~ 15 µm之间，峰值出现在6 ~ 10 µm之间，最大晶粒直径不超过30 µm. 母材和塞棒热影响区直径在2 ~ 15 µm之间的晶粒分布概率远小于再结晶区，其中塞棒热影响区晶粒尺寸较母材有所长大.从晶粒取向角分布可以看出，晶粒取向角在母材和塞棒热影响区主要集中在10°以内，表现出明显的择优取向，这是因为7075-T651母材和2219-T87铝合金塞棒热处理状态都是固溶处理 + 人工时效 + 冷加工变形，形成纤维状的轧制组织特征，7075-T651母材晶粒呈水平方向性的板条组织，2219-T87塞棒晶粒呈竖直方向的轧制组织，晶粒长度均达到上百微米，经FPW后的母材和塞棒热影响区晶粒虽然有变形和长大，但仍然保持了母材的晶粒形态.RZ在晶粒取向角0 ~ 60º分布较均匀，没有明显的择优取向.
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图 7 FPW接头的晶粒尺寸分布Figure 7. Grain size distribution of FPW joint. (a) RZ; (b) HAZ and P-HAZ![]()
图 8 FPW接头晶粒取向角Figure 8. Grain orientation angle of FPW joint. (a) RZ; (b) HAZ; (c) P-HAZ2.4 沉淀相分析
图9为A4接头不同区域的透射电子显微镜图. 图10为沉淀相能谱分析结果.不同区域的沉淀相种类和分布有较大的差别. 7075-T651和2219-T87都是可热处理强化铝合金，焊接过程中沉淀相的演变是影响接头性能的最主要因素. 在BM区大量细小的η′相分布于晶内和晶界(图9a)，而且从HAZ到TMAZ(图9b和图9c)，沉淀相η′的数量大大减少并长大. 从图10b和图10c可以看出，原始塞棒存在大量θ′相，整个塞棒区都受到热循环的影响，θ′相在P-TMAZ和塞棒中心都急剧下降，同时析出较大尺寸的θ相. 在RZ分布有大量细小的的θ相，θ′相几乎完全溶解(图9g).
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图 9 FPW接头沉淀相形貌和分布Figure 9. Morphology and distribution of the precipitates of FPW joint.(a) BM；(b) HAZ； (c) TMAZ；(d) original plug； (e) plug center； (f) P-TMAZ； (g) RZ![]()
图 10 FPW接头沉淀相能谱分析结果Figure 10. Energy spectrum analysis results of precipitation phase of FPW joint. (a) η′ phase; (b) θ′ phase; (c) θ phase2.5 力学性能
图11为A3接头分别距上表面1，4 mm和7 mm位置的硬度分布曲线. 母材的硬度最高，在160 ~ 170 HV左右，再结晶区硬度值在145 ~ 155 HV左右，再结晶区两侧的热力影响区硬度值有明显的下降，尤其是塞棒侧热力影响区，整个塞棒区硬度发生了软化，硬度值最低，在90 ~ 95 HV左右，比再结晶区的硬度值低约50 HV.
选择成形较好的A3，A4，B3和B4接头进行拉伸试验，图12为FPW接头拉伸试样的断裂位置，图13为FPW接头的应力−应变曲线. A3接头在塞棒区断裂，断口呈S形.A4接头断口在塞棒热力影响区，并垂直拉伸轴. B3接头在试板上表面沿结合界面垂直拉伸轴断裂，这类缺陷一般是由于FPW接头有缺陷，在拉伸过程中裂纹扩展所致，属于典型的韧性断裂.
不同接头的抗拉强度和断后伸长率如表4所示.A3接头抗拉强度最大，为343 MPa，强度系数达到母材的63.8%，断后伸长率也最大，为7.0%，达到母材的77.8%.从断裂位置来看，断裂在塞棒区的接头比热力影响区的接头力学性能明显高.可见无缺陷的接头断裂位置都在塞棒区，再次证明塞棒区是整个接头最薄弱的部位.
表 4 FPW接头的拉伸性能Table 4. Tensile properties of FPW joints编号 抗拉强度Rm /MPa 断后伸长率A(%) 母材 538 9.0 A3 343 7.0 A4 307 5.5 B3 301 6.0 B4 335 6.5 3. 结论
(1) 7075-T651铝合金FPW过程，主轴转速在6 500 ~ 7 500 r/min，焊接压力大于40 kN时，“颈缩”段的长度较短，能获得无缺陷的FPW接头.
(2) 7075-T651铝合金FPW接头具有明显的组织不均匀性，根据组织形貌可分成再结晶区、塞棒热力影响区、塞棒热影响区、热力影响区、热影响区和母材6个区域. 7075-T651铝合金FPW接头RZ析出大量细小的的θ相，整个塞棒区θ′相大量溶解，析出较大尺寸的θ相，母材区越靠近摩擦界面η′相的数量越少，并发生长大.
(3) 7075-T651铝合金FPW过程中整个塞棒区都受到摩擦热的作用，发生了软化，是整个接头最薄弱的部位.
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图 1 塞棒和塞孔的结构设计(mm)
Figure 1. Structural design of plate hole and plug. (a) plate hole； (b) plug
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图 2 FPW接头横截面宏观形貌
Figure 2. Cross-sectional morphology of FPW joints. (a) A1 joint; (b) A2 joint; (c) A3 joint; (d) A4 joint; (e) B1 joint; (f) B2 joint; (g) B3 joint; (h) B4 joint
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图 3 FPW接头典型缺陷
Figure 3. Typical welding defect of FPW joints. (a) insufficient filling; (b) weak-bonding; (c) unwelded; (d) hole-type
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图 5 FPW接头的微观组织
Figure 5. 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
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图 7 FPW接头的晶粒尺寸分布
Figure 7. Grain size distribution of FPW joint. (a) RZ; (b) HAZ and P-HAZ
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图 8 FPW接头晶粒取向角
Figure 8. Grain orientation angle of FPW joint. (a) RZ; (b) HAZ; (c) P-HAZ
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图 9 FPW接头沉淀相形貌和分布
Figure 9. Morphology and distribution of the precipitates of FPW joint.(a) BM；(b) HAZ； (c) TMAZ；(d) original plug； (e) plug center； (f) P-TMAZ； (g) RZ
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图 10 FPW接头沉淀相能谱分析结果
Figure 10. Energy spectrum analysis results of precipitation phase of FPW joint. (a) η′ phase; (b) θ′ phase; (c) θ phase
表 1 7075-T651和2219-T87铝合金的化学成分(质量分数，%)
Table 1 Chemical compositions of 7075-T651 and 2219-T87 aluminum alloy
材料 Cu Mn Si Fe Mg Zn Ti Zr V Al 7075-T651 1.2 ~ 2.0 0.3 0.4 0.5 2.1 ~ 2.9 5.1 ~ 6.1 0.2 — — 余量 2219-T87 6.2 0.3 0.07 0.15 0.02 0.03 0.06 0.14 0.1 余量 
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表 2 焊接工艺参数
Table 2 Welding parameters
编号 主轴转速n/(r·min−1) 摩擦压力
F/kN顶锻压力
P/kN塞棒进给量
H/mmA1 6500 35 40 6 A2 6500 40 45 6 A3 6500 45 50 6 A4 6500 50 55 8 B1 7500 35 40 8 B2 7500 40 45 8 B3 7500 45 50 8 B4 7500 50 55 8
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表 3 FPW接头的焊接质量
Table 3 Weld quality of FPW joints
主轴转速
n/(r·min−1 )摩擦压力F/kN 35 40 45 50 6 500 未焊合 未焊合 合格 合格 7 500 未焊合 弱连接、孔洞 合格 合格
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表 4 FPW接头的拉伸性能
Table 4 Tensile properties of FPW joints
编号 抗拉强度Rm /MPa 断后伸长率A(%) 母材 538 9.0 A3 343 7.0 A4 307 5.5 B3 301 6.0 B4 335 6.5
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