摘 要:采用雙面攪拌摩擦焊方法對6mm 厚2195鋁鋰合金板進行焊接,對比研究了焊前與焊 后熱處理(410 ℃×1h退火+510 ℃×1h固溶+155 ℃×1h人工時效)對接頭顯微組織及力學 性能的影響。結果表明:焊前熱處理的接頭焊核區晶粒呈細小等軸狀,平均晶粒尺寸約為9.2μm, 而焊后熱處理的焊核區晶粒發生了異常長大現象,平均晶粒尺寸達到0.3mm。焊前熱處理接頭的 抗拉強度比焊后熱處理條件下的接頭高約4.7%,斷后伸長率也得到明顯提高,且焊前熱處理接頭 的拉伸斷裂方式為韌性斷裂,焊后熱處理接頭的拉伸斷裂方式為脆性斷裂。焊前熱處理接頭的最 大彎曲角度大于焊后熱處理接頭,具有良好的塑性變形能力。

關鍵詞:鋁鋰合金;攪拌摩擦焊;熱處理;顯微組織;力學性能 

中圖分類號:TG453.9 文獻標志碼:A 文章編號:1000-3738(2022)02-0075-06

0 引 言

近年來,隨著航天事業的發展,航天器輕量化對 提高運載能力、降低運輸成本具有重要意義,其中研 發新型材料以及結構輕量化成為首要目標。2195 鋁鋰合金因具有低密度、高強度、較好的高溫與低溫 性能等特點而成為理想的結構材料,并廣泛應用于 航天器中的機身框架、整流罩、火箭貯箱等[1]。然而 鋁鋰合 金 表 面 極 易 形 成 鋰 的 化 合 物,如 LiOH、 Li2CO3 等,在傳統熔焊下,這些化合物在高溫下分解形成的氫會擴散至熔池中,導致接頭中產生氣泡 等缺陷[2]。因此,如何連接鋁鋰合金并保證其接頭 強度,成為新的技術難點。 

攪拌摩擦焊(frictionstirwelded,FSW)是 由 英國焊接研究所發明的一種固相焊接技術,具有焊 接強度高、殘余應力低以及綠色環保等特點[3]。由 于焊接溫度低于固相線溫度,在攪拌摩擦焊過程中 可以有效避免焊縫中鋰元素的損失[4]。盡管攪拌摩 擦焊能夠有效連接鋁鋰合金,但卻無法避免焊接區 域的強度損失。焊接時的熱輸入使不同區域的強 化沉淀物發 生 粗 化 或 溶 解,導 致 焊 接 接 頭 的 顯 微 硬度呈“W”型 分 布[5-7]。研 究[8-11]表 明,熱 處 理 和 噴丸處 理 都 能 提 高 鋁 鋰 合 金 FSW 接 頭 的 強 度。 ZHANG 等[10]指 出 焊 后 熱 處 理 會 提 高 接 頭 強 度, 但由于焊核區與熱機影響區中晶粒明顯粗化而導 致延展性降低。GAO 等[10]研究發現,固溶處理后 大量 T1相和少量 S'(Al2CuMg)相的析 出 是 鋁 鋰 合金 FSW 接 頭 抗 拉 強 度 增 加 的 原 因。LIN 等[11] 研究發現,對 Al-Cu-Li合金的 FSW 接頭進行應變 量3%預變形和152 ℃×30h回歸再時效處理后, 接頭的 屈 服 強 度 增 加 了 27%,抗 拉 強 度 增 加 了 20%,且延展性并未過度降低。戴明亮等[12]通 過 固溶+冷變 形 + 時 效 的 處 理 工 藝,抑 制 了 鋁 鋰 合 金 FSW 接頭焊縫處異常晶粒長大現象的發生,從 而提高了接頭的強度。

隨著新型材料以及加工技術的不斷發展,火箭 燃油貯箱箱底的成形技術已從復雜的瓜瓣組合焊接 成形技術轉變為單一板材的沖壓成形技術,即板材 攪拌摩擦焊后經過熱處理再進行沖壓成形。由于板 材焊接后,過大的體積使得熱處理較難實施,且焊后 熱處理會導致焊縫處產生異常晶粒長大,接頭在沖 壓過程中易產生裂紋,因此提出將熱處理工藝置于 焊接之前,并且在熱處理工藝中加入退火步驟,使材 料軟化以方便后續的沖壓成形。作者對比研究了相 同工藝焊前與焊后熱處理(退火+固溶+人工時效) 對2195鋁鋰合金雙面攪拌摩擦焊接頭顯微組織與 力學性能的影響,以期為2195鋁鋰合金的工程應用 提供一定的理論支持和參考。

1 試樣制備與試驗方法

試驗材料為尺寸300mm×200mm×6mm 的 2195鋁鋰合金板,軋制態,其化學成分如表1所示。 試驗分為3組,一組僅進行焊接試驗,即為 O 態焊 接,一組先進行焊接前熱處理再進行焊接試驗,最后 一組先進行焊接試驗再進行焊后熱處理。試驗所用 熱處理工藝:先進行410 ℃×1h的退火處理,爐冷 至室溫,再進行 510 ℃ ×1h 固溶處理,水淬至室 溫,最后進行155 ℃×1h的人工時效處理。焊接 前先用砂紙磨去板材表面氧化膜,并用乙醇擦拭除 脂。采用由上海航天設備制造總廠提供的攪拌摩擦 焊設備進行焊接試驗,攪拌頭形狀為錐形帶螺紋攪 拌頭,焊接傾斜角為2.5°并采用平板對接方式進行 攪拌摩擦焊,正 面 焊 接 完 后 以 相 同 方 向 對 反 面 進 行焊接,基于前期經驗設計的具體焊接參數如表2 所示。

用線切割機以焊縫為中心垂直于焊接方向截取 金相試樣和拉伸試樣,拉伸試樣的尺寸如圖1所示, 圖中 AS為前進側,RS為后退側。金相試樣經機械 拋光,用 Keller試劑(95mL H2O+2.5mL HNO3+ 1.5mLHCl+1.0mLHF)腐蝕后,采用光學顯微鏡 觀察 顯 微 組 織。 按 照 GB/T 228.1-2010,采 用 MJDW-200B型萬能試驗機對拉伸試樣進行室溫拉 伸試驗,拉伸速度為1mm·min-1,試驗結束后采用 Jsm-6390A 型掃描電鏡(SEM)觀察拉伸斷口微觀 形貌。按照 GB/T232-2010,在焊接接頭處以焊 縫為中心垂直于焊接方向 截 取 尺 寸 為 186 mm× 30mm×6mm 的彎曲試樣,采用 Z100KN 型電子 萬能試 驗 機 進 行 三 點 彎 曲 試 驗,支 輥 間 距 離 為 100mm,測試試樣的最大彎曲角度。

2 試驗結果與討論 

2.1 對顯微組織的影響

不同雙面攪拌摩擦焊接頭的宏觀形貌相似,均 可分 為 4 個 區 域,即 焊 核 區 (WNZ)、熱 機 影 響 區 (TMAZ)、熱影響區(HAZ)、母材區(BM)。由圖2 可以看出,O 態焊接條件下焊縫整體呈“啞鈴型”, 但后退側交界線不清晰。焊前熱處理接頭的宏觀形 貌與 O 態焊接的宏觀形貌相似,但是其焊核區域的 面積較小。焊后熱處理焊接接頭焊核區面積與 O 態 焊 接接頭相似,同時在宏觀形貌中可觀察到晶粒異常晶粒長大現象。

以2# 工藝下焊接得到的接頭為例,對焊前和焊 后熱處理接頭不同區域的顯微組織進行觀察。由圖 3可以看出:焊前熱處理接頭熱影響區的晶粒因熱 循環的作用而粗化,平均晶粒尺寸為12.6μm;熱機 影響區晶粒受到攪拌針的機械攪拌作用以及焊接熱 輸入的影響,晶粒發生扭曲變形,以向上流動的方式 旋轉和拉長;焊核區晶粒分布致密且細小,呈等軸晶 粒狀,平均晶粒尺寸約為9.2μm。通過退火處理可 消除母材的加工硬化,使強度達到較低狀態;固溶處 理可使母材發生再結晶,未溶第二相顆粒減少,晶粒 尺寸均勻;人工時效處理后接頭中析出相數量明顯 多于未進行熱處理接頭,且彌散分布[13]。在熱輸入 和機械攪拌作用下攪拌摩擦焊接頭焊核區第二相粒 子重新析出,晶粒細小且分布均勻。同時,固溶態鋼 板的硬度較低,在攪拌摩擦焊接過程中有較好的塑 性流動能力,從而減少了焊接缺陷。

由圖4可以看出:焊后熱處理接頭熱影響區的 晶粒呈等軸狀,晶粒發生粗化現象,平均晶粒尺寸約 為14.3 P m,且個別晶粒發生異常長大的現象;熱機 影響區的晶粒在機械攪拌及焊接熱輸入的影響下發 生粗化以及扭曲變形,沿焊縫兩側的晶粒流動方向 分布;焊核區晶粒出現了明顯的異常長大現象,平均 晶粒尺寸達到0.3mm,且主要集中于上下軸肩與板 材接觸位置。由于第二相粒子的不均勻分布和不均 勻溶解,基體中微粒較少的晶粒在失去第二相粒子 釘扎作用下發生長大。晶粒異常長大的過程是不連 續的,第二相粒子、織構、表面效應和溶質偏析導致 局部邊界的驅動力和流動性不同,多邊界的大晶粒 在穩定的小晶粒周圍形成且不斷吞噬周圍細小晶 粒,是導致晶粒異常長大的重要因素[14]。

2.2 對拉伸性能的影響
O態焊接接頭由于母材處于全軟狀態而具有良好的塑性,其平均抗拉強度為189MPa,平均屈服 強度為127.3MPa,平均斷后伸長率為15%。由圖 5可知:焊后熱處理接頭,由于焊核區晶粒異常長 大,不同焊接參數下接頭的抗拉強度比 O 態焊接接 頭提高了 84% ~110%,屈服強度提高了 100% ~ 120.7%,斷后 伸 長 率 降 低,僅 為 O 態 焊 接 接 頭 的 30%~60%;焊前熱處理接頭的抗拉強度比 O 態 焊接接頭提高了94%~115.8%,屈服強度提高了 80.7%~120.7%,斷后伸長率比 O 態焊接接頭略 有提高。焊前熱處理接頭的抗拉強度以及斷后伸 長率都高于 焊 后 熱 處 理 接 頭,其 中 抗 拉 強 度 提 高 約4.8%,斷后伸長率提高了50%,這是因為焊前 熱處理接頭焊核區的晶粒細小,析出相分布均勻。 但是焊前熱處理接頭的屈服強度低于焊后熱處理 接頭的屈 服 強 度,尤 其 是 在 焊 接 工 藝 4# 下,降 低 了16.7%。 

由圖6可以看出:焊前熱處理接頭斷裂處存在 明顯頸縮現象,為韌性斷裂的明顯特征;焊后熱處理 接頭的斷裂位置均在焊核區與熱機影響區,說明母 材區的抗拉強度高于焊縫,同時斷裂處未發現明顯頸縮現象,且斷口與拉伸方向呈45°,是脆性斷裂的 表現特征。由圖7可以看出:焊前熱處理接頭拉伸 斷口中存在大量韌窩,說明斷裂形式為典型的韌性 斷裂;焊后熱處理接頭拉伸試樣沿晶界斷裂,發生典 型的晶間斷裂,說明斷裂形式主要為脆性斷裂。

2.3 對彎曲性能的影響

由圖8可知,對焊前熱處理接頭進行三點彎曲 時,僅有1# 工藝下接頭焊縫表面出現輕微裂紋,其 余工藝下接頭中均未出現宏觀裂紋,具有良好的塑 性。在三點彎曲過程中,焊前熱處理接頭焊核區的 晶粒細小且致密,原子間結合力較大,具有較大的裂 紋起裂和擴展的阻力。在對焊后熱處理接頭進行三 點彎曲時,焊縫金屬發生明顯變形,且沿著焊核區中 線出現明顯裂紋。焊核區中異常長大的晶粒影響其 內部位錯運動的距離和阻力,從而形成位錯塞積而 導致應力集中,而熱機影響區中被拉長的較大尺寸 晶粒對于裂紋擴展的阻力較小,裂紋擴展更加容易, 從而降低了接頭的彎曲強度和塑性變形能力[15]。

由圖9可以看出,焊前熱處理接頭的平均最大 彎曲角度為76°,而焊后熱處理接頭的平均最大彎 曲角度為26.6°,說明焊前熱處理接頭的塑性變形能 力優于焊后熱處理接頭。 

3 結 論

(1)經退火 + 固溶 + 人工時效的焊前熱處理 后,2195鋁鋰合金雙面攪拌摩擦焊接頭焊核區的晶 粒呈等軸晶粒狀,平均晶粒尺寸為9.2μm。經相同 工藝焊后熱處理后焊接接頭焊核區發生了異常晶粒 長大現象,平均晶粒尺寸達到0.3mm。 (2)焊前與焊后熱處理均能有效提高焊接接頭 的抗拉強度,且焊前熱處理接頭的抗拉強度比焊后 熱處理接頭高約4.8%。焊前熱處理接頭的斷后伸長率較焊態接頭相比有所提高,而焊后熱處理接頭 的斷后伸長率大幅降低。焊前熱處理接頭具有良好 的塑性,拉伸斷裂方式為韌性斷裂,而焊后熱處理接 頭的斷裂方式為脆性斷裂。焊后熱處理焊接接頭三 點彎曲的最大彎曲角度小于焊前熱處理接頭,塑性 變形能力較差。 

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