Microstructure and mechanical properties of 1000 MPa grade deposit metals under different welding methods
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摘要:
采用熔化极活性气体保护焊(MAG)和钨极氩弧焊(TIG)制备
1000 MPa级Ni-Cr-Mo系熔敷金属.利用光学显微镜(OM)、配备能谱(EDS)的扫描电镜(SEM)、透射电镜(TEM)对熔敷金属微观组织进行表征；通过拉伸、示波冲击、硬度试验等对熔敷金属力学性能进行测试，探讨焊接方法对1000 MPa级Ni-Cr-Mo系熔敷金属强韧性影响.结果表明,不同焊接方法制备的熔敷金属末道焊组织均由板条马氏体、板条贝氏体、联合贝氏体和残余奥氏体组成，其中TIG熔敷金属以板条马氏体为主，MAG熔敷金属以贝氏体类组织为主；MAG熔敷金属柱状晶宽度大于TIG熔敷金属，且MAG熔敷金属中非金属夹杂数量和密度均大于TIG熔敷金属；组织不同导致力学性能差异较大，两者抗拉强度达到1080 MPa，屈服强度存在差异：TIG ReL =1008 MPa，MAG ReL = 829 MPa；AKV(−50 ℃)差异明显：TIG AKV = 95 J，MAG AKV = 51 J，TIG熔敷金属强韧匹配更佳.-
关键词:
- 焊接方法 /
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1000 MPa级Ni-Cr-Mo系熔敷金属 / - 微观组织 /
- 强韧性
Abstract:The 1,000 MPa grade Ni-Cr-Mo deposited metal was prepared by metal active-gas welding and tungsten inert gas welding respectively. Optical microscope (OM), scanning electron microscope (SEM) equipped with energy dispersive spectroscopy (EDS), and transmission electron microscopy (TEM), were used to characterize the microstructure of the deposited metal. The mechanical properties of the deposited metal were evaluated through tensile testing, instrumented charpy impact testing, and hardness testing to investigate the influence of welding methods on the strength and toughness of 1 000 MPa-grade Ni-Cr-Mo deposited metal. The results show that the final weld microstructure of the deposited metal prepared by different welding methods consists of lath martensite, lath bainite, Granular bainite and retained austenite. TIG deposited metal is mainly lath martensite, MAG deposited metal is mainly bainite-like microstructure. The width of columnar crystals in MAG deposited metal is larger than that in TIG deposited metal, and the number and density of non-metallic inclusions in MAG deposited metal are larger than those in TIG deposited metal; The different microstructure led to significant differences in mechanical properties, both tensile strength reached 1 080 MPa, their yield strengths differed substantially: where TIG 1,008 MPa, MAG 829 MPa; AKV (−50 ℃) difference is obvious: TIG 95 J, MAG 51 J, TIG deposited metal strength and toughness match better.
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0. 序言
7B04 作为一种高强度超硬铝合金，被广泛应用于航天器机身蒙皮及机舱壁等结构[1]. 铆接作为连接蒙皮与翼梁、隔框的方法，连接过程中，铆钉孔在造成材料浪费的同时，也降低了工作效率；同时，铆钉的使用增加了结构重量，不利于飞机机动性且造成了燃油的浪费[2]. 另外，由电阻点焊等传统熔化焊连接的接头，其内部易产生孔洞及热裂纹等缺陷.
回填式搅拌摩擦点焊(refill friction stir spot welding, refill FSSW)作为一种先进固相焊接技术 [3]，在消除熔化焊缺陷的同时也避免了结构的增重, 其有望替代传统的熔化焊及铆接等.Zhao 等人[4]研究了轴套下扎深度对 1.9 mm 厚的 7B04 铝合金 refill FSSW 接头微观组织及力学性能的影响，接头的拉伸载荷取决于钩状结构的形貌、包铝层位置及焊核区硬度，并随下扎深度的增加呈现先增加后降低的趋势. 对于不同转速下 7B04 铝合金 refill FSSW 接头：较高转速下的焊核内部将出现共晶化合物；在拉伸过程中，焊缝内部的包铝层将成为裂纹扩展优先选择的路径[5]. 朱小刚等人[6] 研究了6061铝合金refill FSSW接头单点的疲劳性能，接头疲劳破坏主要与钩状缺陷和上下板结合处缺口尖端的应力集中有关；在焊接过程中，应尽量减小钩状缺陷的尺寸及降低缺口处的应力集中. 王希靖等人[7] 使用名义应力法与Manson-Coffin模拟分析了refill FSSW接头疲劳性能与焊点间距的关系，在相同的载荷作用下，试样的疲劳寿命随焊点间距的增加而减小. 从已发表的文献来看，国内外学者对铝合金refill FSSW的研究主要集中于接头静载下的微观组织及力学性能，对于结构的疲劳性能研究较少[8-9]. 但结构在服役过程中通常由于交变载荷而失效，因此，研究焊接结构的疲劳性能至关重要.
以回填式搅拌摩擦点焊技术连接飞机某典型结构件. 对焊接结构进行静力与疲劳性能试验，并对比其与铆接方法制成的典型件的性能差异.
1. 试验方法
1.1 试验件结构
采用 7B04 铝合金制造飞机某典型结构件，试验件的结构示意图如图1所示. 试验件结构包括 Z形筋与蒙皮，其厚度分别为1.8与1.2 mm. 连接点的形式分别采用铆接与回填式搅拌摩擦点焊. 铆接点间距固定为20 mm，refill FSSW 焊点间距分别为16，20与25 mm，焊接参数为转速2 200 r/min，下扎深度2.0 mm，下扎速率90 mm/min. 力学试验部分主要包括室温压缩试验和剪切试验，剪切试验又分为静载和疲劳试验. 试验件分为4类8组，如表1所示，其中每组10件，试件中4件用于静力试验，6件用于疲劳试验.
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图 1 试验件结构示意图(mm)Figure 1. Schematics of typical specimens. (a) compression test piece; (b) shear test piece表 1 典型件试验分组Table 1. Groups of experiments in typical parts类型 分组 试件编号 数量 加工方法 压缩试验 02S2-10 02S2-10-* 10 铆接 02S2-20/ 02S2-20/1-* 10 点焊(间距 16) 02S2-20/2-* 10 点焊(间距 20) 02S2-20/3-* 10 点焊(间距 25) 剪切试验 02S2-30 02S2-30-* 10 铆接 02S2-40/ 02S2-40/1-* 10 点焊(间距 16) 02S2-40/2-* 10 点焊(间距 20) 02S2-40/3-* 10 点焊(间距 25) 1.2 试验过程
静力试验包括压缩与剪切试验，图2 为试验件的加载形式[10]. 压缩试验为室温准静态试验，试验在型号为WDW-E2000的万能试验机上进行. 压缩试验开始前对试验加载设备、应变测量系统进行调试，使其满足加载误差小于2%，应变测量误差小于3%的要求；加载时要求试件的横截面形心与试验机加载中心重合；试验加载过程中每5 kN 测量一次应变数据，直至试验件最终破坏；试验过程中记录载荷位移曲线.
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图 2 试验件的加载形式Figure 2. Load methods of testing specimens. (a) compression test; (b) shear test剪切静力试验采用MTS疲劳试验机，静力试验过程中，试件加载速度为5 mm/min ± 1 mm/min；均匀连续加载，直至试件破坏，试验中，对试验设备、试验进行情况和试件失稳、破坏等情况进行详细记录.
剪切疲劳试验与剪切静力试验采用相同的设备，疲劳试验首件以静力试验破坏载荷的50%作为峰值，等幅加载，应力比R = 0.1；剩余试件根据前面的疲劳载荷结果对峰值载荷进行适当的调整；加载时，载荷达到各峰值即可卸载；给出各组试件的统计寿命；详细记录各试件的试验现场和破坏形式的典型照片.
2. 试验结果
2.1 压缩试验结果
图3 为压缩试件载荷−位移曲线. 从图中可见，试验初始阶段载荷并未随位移的增加而增加，这与试验机压头与试件的接触程度有关. 当压头与夹具紧密接触后，载荷随位移的增加呈线性增长的趋势.
表2为典型件压缩试验结果. 由表可知，各组加筋板的压缩失稳载荷比较一致，其压缩载荷均值在117 ~ 124 kN之间波动. 压缩载荷对铆接与回填式搅拌摩擦点焊工艺不敏感，数据波动性小. 在焊点间距为16 ~ 25 mm范围内，试件压缩静力载荷波动较小.
表 2 压缩静力试验结果(F/kN)Table 2. Results of static compression specimens类型 试件编号 破坏载荷 平均值 铆接 02S2-10-1 122.92 117.07 02S2-10-2 110.60 02S2-10-3 117.20 02S2-10-4 117.56 02S2-20/1-1 122.6 点焊(间距 25) 02S2-20/1-2 119 121.20 02S2-20/1-3 126.36 02S2-20/1-4 116.84 02S2-20/2-1 119.28 点焊(间距 20) 02S2-20/2-2 127.92 123.26 02S2-20/2-3 127.36 02S2-20/2-4 118.48 02S2-20/3-1 110.36 点焊(间距 16) 02S2-20/3-2 116.84 117.26 02S2-20/3-3 121.38 02S2-20/3-4 120.45 2.2 剪切试验结果
图4为典型件剪切静力试验载荷−位移曲线. 试验初始阶段，剪切载荷随位移增加基本呈线性增加，当达到约80 kN时出现个别铆钉或焊点脱开，并且壁板会出现较为明显的波纹. 最后壁板完全破坏失效.
表3为典型件的剪切载荷. 各组试验载荷比较一致，初始破坏载荷均值的波动范围为89 ~ 95 kN；铆接和不同间距点焊试件的初始破坏与最终破坏载荷比较接近.
表 3 剪切静力试验结果(F/kN)Table 3. Results of static shear specimens类型 试件
编号初始破坏
载荷初始破坏
平均值最终破坏
载荷最终破坏
平均值铆接 02S2-30-1 107.40 92.93 121.20 107.83 02S2-30-2 80.80 93.50 02S2-30-3 101.30 117.00 02S2-30-4 82.20 99.60 02S2-40/1-1 88.00 109.28 点焊
(间距 25)02S2-40/1-2 82.35 89.84 95.27 105.52 02S2-40/1-3 92.00 110.74 02S2-40/1-4 97.00 106.79 02S2-40/2-1 93.81 107.97 点焊
(间距 20)02S2-40/2-2 93.00 90.98 112.46 106.63 02S2-40/2-3 90.35 101.92 02S2-40/2-4 86.74 104.18 02S2-40/3-1 101.35 112.10 点焊
(间距 16)02S2-40/3-2 89.53 94.69 108.55 109.24 02S2-40/3-3 95.21 117.04 02S2-40/3-4 92.67 99.26 首件铆接剪切疲劳试件02S2-30-5的峰值载荷为铆接静力剪切试验初始破坏载荷平均值93 kN的50%，即疲劳载荷范围为4.65 ~ 46.50 kN. 在50%载荷水平下该试件在进行到 14 208 次循环时产生破坏. 在试件02S2-30-6的疲劳试验时，将峰值载荷调整为40%，即疲劳载荷范围为3.72 ~ 37.2 kN. 在40%载荷水平下该试件在进行到23 359 次循环时产生破坏. 在试件02S2-30-7 的疲劳试验时将峰值载荷调整为30%，即疲劳载荷为2.79 ~ 27.9 kN. 在30%载荷水平下该试件在进行到68 942次循环时产生破坏. 剩余的铆接剪切疲劳试件均采用2.79 ~ 27.9 kN的疲劳载荷.
在铆接试件剪切疲劳试验完成后，进行了02S2-40/1-5，02S2-40/1-6和02S2-40/2-5，02S2-40/2-6的疲劳试验. 这4个试验件都是以30%的载荷水平开始试验，循环次数达到8万次后，经检测未发现损伤. 然后将载荷水平提高到40%再进行了8万次加载，试件仍未出现损伤. 最后对这4个试件进行了剩余强度试验. 对点焊间距为25 mm的02S2-40/3-5试样首先进行30%载荷下疲劳试验，8万次加载未发现损伤后，提高载荷至40%后，试样在41 927次循环后发生破坏. 由于已完成的点焊剪切试件疲劳寿命超出其对比件铆接试件较大，后续点焊剪切疲劳试件均以30%载荷水平进行，若加载至12万次仍未出现损伤则进行剩余强度试验.
表4为各组典型件的疲劳试验结果. 由表可知，铆接试件的剪切寿命要低于点焊试件. 从不同间距的点焊件疲劳试验结果来看，在达到预定疲劳寿命后，其剩余强度较为分散，其值波动范围为50 ~ 110 kN. 剩余强度随焊点间距并无明显反比例关系.
表 4 典型件剪切疲劳试验结果Table 4. Results of shear fatigue specimens类型 试件编号 30%载荷水平(次) 40%载荷水平(次) 50%载荷水平(次) 剩余强度 F/kN 备注 铆接 02S2-30-5 14 208 铆钉孔边开裂 02S2-30-6 23 359 铆钉孔边开裂 02S2-30-7 68 942 铆钉孔边开裂 02S2-30-8 70 259 铆钉孔边开裂 02S2-30-9 54 780 铆钉孔边开裂 02S2-30-10 65 722 铆钉孔边开裂 焊点间距16 mm 02S2-40/1-5 80 000 80 000 15 096 90.68 焊点开裂 02S2-40/1-6 80 000 80 000 98.46 焊点开裂 02S2-40/1-7 120 000 56.3 焊点开裂 02S2-40/1-8 120 000 52.9 焊点开裂 02S2-40/1-9 120 000 104.63 焊点开裂 02S2-40/1-10 120 000 106.75 焊点开裂 焊点间距 20 mm 02S2-40/2-5 80 000 80 000 85.01 焊点开裂 02S2-40/2-6 80 000 80 000 93.25 焊点开裂 02S2-40/2-7 120 000 焊点开裂 02S2-40/2-8 120 000 焊点开裂 02S2-40/2-9 120 000 焊点开裂 02S2-40/2-10 120 000 焊点开裂 焊点间距 25 mm 02S2-40/3-5 80 000 41 927 焊点开裂 02S2-40/3-6 120 000 105.63 焊点开裂 02S2-40/3-7 120 000 105.14 焊点开裂 02S2-40/3-8 120 000 96.87 焊点开裂 02S2-40/3-9 120 000 82.63 焊点开裂 02S2-40/3-10 120 000 52.19 焊点开裂 图5为剪切疲劳试件的失效形式. 除了焊点开裂外，图5a所示的疲劳试件发生断裂，而大部分疲劳试件的失效形式为图5b所示的焊点开裂. 为进一步研究其疲劳失效原因，下文将对refill FSSW接头的微观组织及硬度等进行观察与分析.
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图 5 剪切疲劳试件失效形式Figure 5. Failure mode of shear fatigue specimens. (a) failuer mode-1; (b) failuer mode-23. 讨论
3.1 Refill FSSW 接头的微观组织及硬度
图6为7B04铝合金refill FSSW接头横截面形貌及不同区域微观组织形貌. 在焊接过程中，因经历不同的热与机械作用，接头的横截面可分为母材区(BM)，热影响区(HAZ)，热力影响区(TMAZ)与焊核区(SZ). 各区域的微观组织如图6 所示. 7B04铝合金BM沿轧制方向呈现板条状；HAZ因只受到热作用，其晶粒有所长大；TMAZ在热与轻微机械搅拌作用下，组织被拉长；SZ因组织发生动态再结晶，呈现细小的等轴晶[11-12]. 从接头横截面中可以看出，在搭接界面处钩状结构向上弯曲但弯曲程度较小. 在所选焊接参数下，Shi与Li等人[13-14] 发现的孔洞、裂纹及未完全回填等缺陷未出现在试验接头内部.
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图 6 Refill FSSW 接头的横截面形貌及微观组织Figure 6. Cross-section and microstructures of refill FSSW joint图7为refill FSSW接头的硬度分布，不同的微观组织形貌导致不同的硬度值. 从图中可见，回填式搅拌摩擦点焊接头的硬度分布呈现倒置的“U”形，SZ硬度较高；轴肩与搅拌针不同的运动方式导致 SZ中轴肩作用区与搅拌针作用区材料的流动方式、晶粒尺寸及形貌呈现轻微差异，最终使得SZ硬度在一定范围内波动. 随着距焊核距离的增加硬度逐渐降低，最终硬度值趋于稳定. 因此，SZ与TMAZ 界面为接头的薄弱区域.
3.2 疲劳试件的失效路径
针对剪切试验未发生断裂失效的试件，其内部损伤可通过X光试验进一步检测.图8为对位于中心一排的回填式点焊结构剪切试件的X光检测结果. 从图中可以看出，即使结构并未发生断裂，但轴肩回撤路径已存在缺陷. 为进一步确定其裂纹扩展路径，对典型焊点的横截面进行OM观察.
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图 8 剪切试件的 X 光检测结果Figure 8. X-ray inspection of shear specimens. (a) spot pitch 16 mm; (b) spot pitch 20 mm图9为剪切疲劳试件失效焊点的横截面形貌. 从图中可见，在轴肩回抽路径均出现明显裂纹. 从图9中轴肩作用区底部的局部放大图中可见，在外载荷的作用下，裂纹由钩状结构尖端起裂并沿轴肩回抽路径开始扩展.
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图 9 剪切疲劳试件失效焊点的横截面形貌Figure 9. Cross-section of failure welding spot. (a) cross-section; (b) fraction ated gain静载试验对结构的整体性要求较高，在外载荷作用下，二者压缩与剪切性差异不大. 疲劳性能对结构的局部性要求较高；组织不均匀、硬度不均匀及焊接缺陷都使结构不完整；因缺陷种类、缺陷形貌使得不同工艺制造的结构件疲劳性能存在差异.
4. 结论
(1) 回填式搅拌摩擦点焊与铆接连接的飞机典型结构件的压缩静载荷波动范围为 117 ~ 124 kN；剪切载荷波动范围为 89 ~ 95 kN；上述两种工艺对结构静载性能影响较小. 焊点间距对结构静载性能几乎没有影响.
(2) 7B04 铝合金铆接结构的剪切疲劳寿命低于回填式点焊结构. 焊点间距对结构的疲劳寿命影响规律不明显. 剪切疲劳试件的失效主要沿轴肩回抽路径.
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图 1 坡口形式及力学性能取样示意图(mm)
Figure 1. Schematic diagram of groove form and mechanical properties sample
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图 3 熔敷金属柱状晶OM像
Figure 3. OM images of deposited metal columnar grains. (a) TIG; (b) MAG
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图 6 SEM及EDS线扫描图
Figure 6. SEM and EDS line scan image. (a) SEM image; (b) EDS line scan image
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图 7 熔敷金属TEM像
Figure 7. TEM image of deposited metal. (a) TIG; (b) MAG; (c) bright field; (d) dark field diffraction petterns
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图 13 冲击断口高倍形貌
Figure 13. Impact fracture high magnification morphology. (a) TIG; (b) MAG
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图 14 冲击断口纵剖面图
Figure 14. Longitudinal section of impact fracture. (a) TIG; (b) MAG; (c) inclusion morphology
表 1 焊接工艺参数
Table 1 Welding process parameters
焊接方法 保护气 气体流量
q/(L·min−1)道间温度
T/℃线能量
E/(kJ·cm−1)TIG 纯Ar 20 100 ~ 120 13(12 ~ 14) MAG 2.5%CO2 + Ar 15 100 ~ 120 13(12 ~ 14) 
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表 2 熔敷金属化学成分(质量分数，%)
Table 2 Chemical compositons of deposited metals
试样 C Si Mn Ni + Cr + Mo S P TIG 0.060 0.32 1.60 6.99 0.0039 <0.005 MAG 0.066 0.28 1.50 7.10 0.0054 <0.005
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表 3 夹杂物统计结果
Table 3 Results of inclusions statistics.
焊接方法 最大直径
D/μm平均直径
d/μm夹杂物数量密度
ρ/104 mm−2面积分数
A(%)TIG 1.16 0.42 21.8 0.0405 MAG 1.36 0.47 57.2 0.145
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