焊接方法對2219鋁合金焊接接頭力學(xué)性能的影響

張 聃， 陳文華， 孫耀華， 董豐波

（1.上海航天設(shè)備制造總廠，上海200245;2.南京航空航天大學(xué)，南京 211106）

2219鋁合金由于在-250～250℃的溫度范圍內(nèi)，具有良好的焊接性、斷裂韌性以及優(yōu)良的力學(xué)性能，在航空航天領(lǐng)域的運(yùn)用越來越廣泛，尤其在燃料貯箱領(lǐng)域中被廣泛使用［1，2］。2219鋁合金的主要強(qiáng)化元素包括銅、錳、鋯、鈦，這些元素使其產(chǎn)生了時(shí)效強(qiáng)化［3］。國內(nèi)外對2219鋁合金的焊接主要有鎢極氬弧焊、電子束焊、變極性等離子弧焊、攪拌摩擦焊等方法［4］。

國外關(guān)于2219鋁合金焊接的研究主要集中在參數(shù)匹配及性能方面［5～8］，還有部分分析了不同焊接方法獲得接頭性能的差異［9～10］。國內(nèi)關(guān)于2219鋁合金不同焊接方法所獲接頭形成的差異及原因的研究較少，本文分析了EBW、FSW和TIG三種焊接方法獲得接頭的組織和性能，對比三者性能，分析三者性能差異及產(chǎn)生差異的原因，進(jìn)而希望推動(dòng)2219鋁合金的工程應(yīng)用。

1 試驗(yàn)材料與方法

試驗(yàn)所用板材為2219高強(qiáng)鋁合金，板材厚度為6mm，熱處理狀態(tài)為T6態(tài)，即固溶+人工時(shí)效。其化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%）為:Cu 6.48，Mn 0.32，F(xiàn)e 0.23，Ti 0.06，V 0.08，Zn 0.04，Si 0.49，Zr 0.2，Al余量。EBW和TIG的焊接方向均垂直于軋制方向，所選用的焊接參數(shù)見表1，F(xiàn)SW焊接參數(shù)見表2。

按照 GB2651—2008《焊接接頭拉伸實(shí)驗(yàn)方法》，將焊接接頭切割成為標(biāo)準(zhǔn)試樣，在 SANSCMT5105型電子萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行拉伸實(shí)驗(yàn)，試驗(yàn)條件為:加載載荷10 kN、加載速率為2mm/min。采用HXS-1000A型顯微硬度計(jì)對焊接接頭的各個(gè)區(qū)域進(jìn)行顯微硬度測試，測試過程中采用的條件為:加載載荷50g，加載時(shí)間15s。

沿試樣橫截面截取試樣，經(jīng)1～5號金相砂紙研磨、氧化鋁拋光后，使用混合酸（1%HF+1.5%HCl+2.5%HNO3+95%H2O）溶液腐蝕，在光學(xué)顯微鏡下觀察焊接接頭的微光組織。利用掃描電鏡，觀察拉伸斷口及焊接接頭橫截面，研究斷口及表面的形貌。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 力學(xué)性能分析

焊接接頭的室溫拉伸性能測試結(jié)果見表3，其中每個(gè)結(jié)果為多次測量后的平均值。通過表3中的拉伸實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，可以看出EBW接頭的室溫抗拉強(qiáng)度達(dá)到了母材的79%左右，F(xiàn)SW接頭的室溫抗拉強(qiáng)度達(dá)到母材的74%，而TIG焊接頭的室溫抗拉強(qiáng)度達(dá)到母材的53%左右，對比三者的拉伸實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)可以看出EBW和FSW所獲接頭的室溫抗拉強(qiáng)度接近，EBW略高，二者明顯高于TIG所獲接頭的室溫拉伸性能。同時(shí)還可以看出FSW的伸長率最優(yōu)，EBW的伸長率次之，TIG焊的伸長率最小。

表1 EBW和TIG選用的焊接參數(shù)Table 1 EBW，TIG Welding parameters selected

表2 攪拌摩擦焊焊接參數(shù)Table 2 FSW Welding parameters selected

表3 焊接接頭室溫拉伸及顯微硬度Table 3 Tensile properties and hardness of welding joints

由室溫拉伸試驗(yàn)可以看出，EBW接頭斷裂位置位于熔合線處，這是因?yàn)镋BW接頭熔合線處的微觀組織存在著明顯的不均勻性，既存在細(xì)小的等軸晶又存在明顯的柱狀晶;FSW接頭斷裂位置位于后退側(cè)熱機(jī)影響區(qū)與熱影響區(qū)交界線附近;而TIG焊接接頭拉伸斷裂位置位于焊縫處，這是因?yàn)門IG焊冷卻速率較慢，焊縫處最后冷卻，易形成焊接缺陷，如氣孔和縮孔、縮松等。

通過顯微硬度的觀察，EBW接頭的顯微硬度從焊縫中心至熔合區(qū)逐漸降低，焊縫處硬度達(dá)到97HV;FSW接頭的顯微硬度最高值出現(xiàn)在焊縫中心偏向前進(jìn)側(cè)處，為97.6HV，這是因?yàn)榍斑M(jìn)側(cè)塑性金屬受攪拌頭的攪拌作用更加明顯，致使前進(jìn)側(cè)晶粒的形變較后退側(cè)更加嚴(yán)重，進(jìn)而使得前進(jìn)側(cè)的應(yīng)變強(qiáng)化更加顯著;TIG接頭的顯微硬度在焊縫處最低，為72HV。三種焊接接頭顯微硬度的變化與拉伸試驗(yàn)的結(jié)果相符合。

圖1 焊縫中心處金相組織Fig.1 Metallographic structure（a）TIG;（b）FSW;（c）EBW

2.2 接頭微觀組織分析

TIG焊接接頭焊縫的微觀組織如圖1a所示，焊縫區(qū)基體組織為樹枝狀α（Al），同時(shí)還有α（Al）-Al2Cu共晶組織分布在基體的晶間以及枝晶間;FSW焊縫中心處的金相組織如圖1b所示，由于該區(qū)域與攪拌頭的距離最小，因此在焊接過程中受到攪拌頭的機(jī)械攪拌作用最為強(qiáng)烈，焊接熱輸入能量最大，導(dǎo)致該區(qū)域組織發(fā)生再結(jié)晶，由母材組織轉(zhuǎn)變?yōu)榧?xì)小的等軸晶組織;EBW焊縫中心處的金相組織如圖1c所示，可以看出其組織為細(xì)小的等軸晶，由于電子束對液態(tài)金屬的攪拌作用，增加了液態(tài)金屬流動(dòng)的復(fù)雜性，導(dǎo)致焊縫中心組織存在一定的不均勻性。

由圖1中a，b和c對比發(fā)現(xiàn)，EBW和FSW所獲接頭焊縫中心處金相組織都為細(xì)小的等軸晶，且二者的晶粒尺寸接近，相差并不大，EBW的晶粒尺寸大約為6μm，F(xiàn)SW的晶粒尺寸大約為4μm;而TIG焊縫中心處的晶粒尺寸最為粗大，這是導(dǎo)致其性能低的原因之一。

圖2 母材和焊接接頭拉伸斷口形貌Fig.2 Fracture morphology of BM and joints（a）TIG;（b）FSW;（c）EBW

2.3 拉伸斷口分析

圖2a所示為TIG焊接接頭拉伸斷口形貌，可以看出有明顯的韌窩存在，在較少的韌窩底部有顆粒狀的第二相存在，這些韌窩很淺且形貌規(guī)整，沒有明顯的變形。圖2b所示為FSW焊接接頭拉伸斷口形貌，可以看出拉伸斷口呈現(xiàn)大、小韌窩交錯(cuò)分布的特征，韌窩數(shù)量多且存在較多的撕裂棱，這說明試樣在斷裂之前經(jīng)歷的了大量的形變;同時(shí)韌窩很深而且在部分韌窩的底部還有第二相的存在，攪拌摩擦焊所獲接頭的斷裂類型為韌性斷裂。圖2c所示為EBW焊接接頭拉伸斷口形貌，可以看出斷口中存在大量的韌窩，這些韌窩較深且存在一定程度的變形，同時(shí)還存在著大量的撕裂嶺。

通過對三種焊接接頭拉伸斷口形貌對比發(fā)現(xiàn)，TIG焊的拉伸斷口中呈現(xiàn)的韌窩最淺且形狀規(guī)整沒有明顯的形變，說明了該焊接接頭組織在拉伸過程中沒有發(fā)生明顯的塑性變形，其強(qiáng)度和塑性較差;FSW和EBW的拉伸斷口中存在大量的韌窩和撕裂棱，二者的強(qiáng)度較高且相差不大，不過相對鎢極氬弧焊而言，此二種接頭拉伸斷口中的撕裂棱線明顯，說明接頭組織在拉伸過程中發(fā)生了較大程度的塑性變形，反映出其塑性較好。

圖3 焊接接頭截面形貌掃描Fig.3 Section morphology of welding joints（a）TIG;（b）FSW;（c）EBW

2.4 焊縫Cu元素分布

Cu元素是2219高強(qiáng)鋁合金中主要的強(qiáng)化元素，它使2219鋁合金產(chǎn)生時(shí)效強(qiáng)化。圖3所示為三種焊接接頭的橫截面形貌掃描。由圖3a所示的TIG所獲接頭截面形貌可以看出，該區(qū)在焊接過程中強(qiáng)化元素銅在晶界以及枝晶間發(fā)生了偏聚，在冷卻過程中形成在晶界附近形成網(wǎng)路狀第二相，同時(shí)還在晶體內(nèi)部形成少量的第二相顆粒。由圖3b所示FSW所獲接頭截面形貌可以看出，因該區(qū)域最接近攪拌頭，原始存在未溶解的第二相粒子在焊接過程中在攪拌頭的劇烈機(jī)械攪拌作用下會發(fā)生不同程度的破碎，并受到攪拌而更加彌散分布。由圖3c所示的EBW所獲接頭截面形貌可以看出，該區(qū)在焊接過程中由于在高溫停留的時(shí)間很短、同時(shí)擁有較大的冷卻速度，因此在快速冷卻中形成的第二相顆粒小且在基體中均勻分布。

2.5 焊接缺陷

圖4為三種焊接接頭的缺陷掃描，由圖4（a）可以看出，TIG的焊接接頭中存在著氣孔，氣孔的尺寸達(dá)到了60μm左右，且占據(jù)著圖4（a）大約8%左右的面積，這些氣孔在拉伸過程中沒有發(fā)生明顯的變形，這說明了氣孔對TIG焊接接頭的抗拉強(qiáng)度存在明顯的削弱作用;由圖4（b）可以看到，F(xiàn)SW所獲接頭在攪拌過程中形成的流線方向存在著少量線形缺陷，這些缺陷很細(xì)小，不易察覺，分析認(rèn)為這些缺陷可能是攪拌摩擦焊接過程中后退側(cè)熱機(jī)影響區(qū)組織疏松，組織之間的結(jié)合較弱而導(dǎo)致的。由圖4（b）的EBW焊接接頭缺陷掃描，發(fā)現(xiàn)其氣孔數(shù)量很少，且尺寸只有10μm左右，這些數(shù)量很少的微小氣孔對EBW焊接接頭抗拉強(qiáng)度的影響很小，近似忽略。

圖4 三種焊接接頭缺陷掃描Fig.4 Fracture morphology of joints（a）TIG;（b）FSW（c）EBW

3 結(jié)論

（1）2219鋁合金焊接接頭室溫拉伸試驗(yàn)發(fā)現(xiàn):EBW所獲接頭具有最優(yōu)的室溫抗拉強(qiáng)度及良好的伸長率;FSW所獲接頭具有良好的室溫抗拉強(qiáng)度及最優(yōu)的伸長率;而TIG所獲接頭的性能在三種中最低。

（2）拉伸斷口的形貌掃描發(fā)現(xiàn):三種焊接接頭都呈韌性斷裂，其中EBW和FSW焊接接頭斷口形貌中韌窩小，數(shù)量多，深度較深;而TIG焊接接頭斷口形貌中韌窩較大，數(shù)量少，深度較淺。

（3）結(jié)合微觀組織結(jié)構(gòu)分析可知，EBW和FSW二種接頭晶粒尺寸細(xì)化是其具有良好性能的一個(gè)重要原因，同時(shí)接頭中存在的焊接缺陷以及強(qiáng)化元素的分布對接頭性能存在明顯影響，三種影響因素一起作用使得EBW所獲接頭具有最優(yōu)的抗拉強(qiáng)度，F(xiàn)SW所獲接頭具有最優(yōu)的伸長率以及良好的抗拉強(qiáng)度。

［1］彭杏娜，曲文卿，張國華.焊接方法對2219鋁合金性能及組織的影響［J］.航空材料學(xué)報(bào)，2009.04，29（2）:57-60.

（PENG X N，QU W Q，ZHANG G H.Influence of Welding Processes on Mechanical Properties of Aluminum Alloy 2219［J］.Journal of Aeronautical Materials，2009，29（2）:57-60.）

［2］VENKATA N G，SHARMA V M J，et al.Fracture behavior of aluminum alloy 2219-T87 welded plates［J］.Science and Technology of Welding and Joining，2004，9（2）:121-130.

［3］黃銳，付鵬飛，付鋼，等.人工時(shí)效后2B16鋁合金電子束焊接接頭的組織與性能［J］.金屬熱處理，2009，34（1）:43-45.

（HUA R，F(xiàn)U P F，F(xiàn)U G，et al.Microstructure and properties of 2B16 aluminum alloy electron beam welding joints after artificial aging［J］.Heat Treatment of Metals，2009，34（1）:43-45.）

［4］李亞江.特種連接技術(shù)［M］.北京:機(jī)械工業(yè)出版社，2007.

［5］TRZIL J P，HOOD D W.Electron beam welding 2219 aluminum alloy for pressure vessel applications［J］.Welding Journal，1969（9）:395-408.

［6］HARTMAN J A，BEIL R J，HAHN G T.Effect of copper rich regions on tensile properties of VPPA weldments of 2219-T87 aluminum［J］.Welding Journal，1987（3）:73-83.

［7］MALARVIZHI S，RAGHUKANDAN K，VISWANATHAN N.Fatigue behavior of post weld heat treated electron beam welded AA2219 aluminum alloy joints［J］.Materials and Design，2008，29:1562-1567.

［8］ BIJU S NAIR，RAKESH S，PHANIKUMAR G，et al.Fracture toughness of electron beam welded AA2219 alloy［J］.Materials and Design 2010，31:4943-4950.

［9］KOTESWARA RAO S R，Madhusudhan Reddy G，Srinivasa Rao K，et al.Reasons for superior mechanical and corrosion properties of 2219 aluminum alloy electron beam welds［J］.Materials Characterization，2005:345-354.

［10］MALARVIZHI S，BALASUBRAMANIAN V.Fatigue crack growth resistance of gas tungsten arc，electron beam and friction stir welded joints of AA2219 aluminum alloy［J］.Materials and Design，2011，32:1205-1214.