2219鋁合金攪拌摩擦焊接頭組織和性能的不均勻性研究

徐世偉，李茂林，張體明，湯化偉，葉富強，唐建霖，曾宙，朱興

2219鋁合金攪拌摩擦焊接頭組織和性能的不均勻性研究

徐世偉1，李茂林1，張體明1，湯化偉2，葉富強1，唐建霖1，曾宙1，朱興1

（1. 南昌航空大學(xué) 航空制造工程學(xué)院，南昌 330063；2. 上海航天設(shè)備制造總廠有限公司，上海 200245）

針對2219鋁合金攪拌摩擦焊接頭受焊接熱作用和機械攪拌作用的影響，極易產(chǎn)生組織和力學(xué)性能不均勻的情況，深入研究接頭的局部力學(xué)性能，為焊接工藝優(yōu)化提供理論指導(dǎo)。采用顯微組織分析與數(shù)字圖像相關(guān)（DIC）技術(shù)測試相結(jié)合的方法，對2219鋁合金攪拌摩擦焊接頭的組織和局部力學(xué)性能進行表征，并建立攪拌摩擦焊接頭各區(qū)域的局部力學(xué)性能模型。2219鋁合金攪拌摩擦焊接頭的力學(xué)性能薄弱區(qū)為熱機影響區(qū)。試樣斷裂前該區(qū)域局部應(yīng)力達到345 MPa，局部應(yīng)變?yōu)?8.9%，而此時母材應(yīng)變僅為1.91%。熱機影響區(qū)的組織在焊接熱作用和機械攪拌的雙重作用下發(fā)生了粗化和軟化，導(dǎo)致該區(qū)的力學(xué)性能降低，是整個焊接接頭的薄弱區(qū)域。

2219鋁合金；攪拌摩擦焊；焊接接頭；數(shù)字圖像相關(guān)（DIC）技術(shù)；力學(xué)性能

2219鋁合金有著密度小、強度高、耐腐蝕性強等特點，屬于硬鋁合金的一種，運用在航空航天領(lǐng)域中可以使飛行器輕量化，從而提高飛行器的飛行效率，被廣泛應(yīng)用于航天火箭貯箱結(jié)構(gòu)零件的制造。2219鋁合金在使用傳統(tǒng)的熔化焊手段進行焊接時，其焊接接頭從熔化到凝固時易生成裂紋、夾渣等缺陷，焊接接頭組織軟化現(xiàn)象明顯，影響使用性能[1]。

1992年，英國焊接研究所（TWI）首先在英國申請了一項主要用于輕金屬焊接的發(fā)明專利，從此這一新型固相連接方法發(fā)明——攪拌摩擦焊（Friction stir welding，F(xiàn)SW）引起了廣大研究人員的關(guān)注。FSW作為一種不需要材料熔化的新型塑性連接工藝，不但焊接時很少會產(chǎn)生熔焊焊接時導(dǎo)致的各種缺陷，而且有著工藝簡單、無需保護氣體，能保留金屬在焊前的冶金性能，焊后可以不用進行化學(xué)清洗處理及焊后表面的精整加工處理等優(yōu)勢，在輕金屬焊接的應(yīng)用前景頗受重視[2—4]。同時由攪拌摩擦焊的原理可知，合金在FSW過程中局部材料會在應(yīng)力場與焊接溫度場共同作用（即熱力耦合）下發(fā)生劇烈的塑性變形，導(dǎo)致焊接接頭力學(xué)性能沿焊縫中心到試樣一側(cè)發(fā)生非線性連續(xù)變化，而這一短短距離即劃分出4個區(qū)域，即焊核區(qū)、熱機影響區(qū)、熱影響區(qū)、母材區(qū)，因此對FSW接頭組織在不同區(qū)域內(nèi)的變化與區(qū)域之間的力學(xué)性能不均勻性的研究存在必要性[5—7]。

文中采用顯微組織分析、力學(xué)性能測試、數(shù)字圖像相關(guān)（DIC）技術(shù)相結(jié)合的方法，對2219鋁合金FSW接頭組織與力學(xué)性能的不均勻性進行研究。DIC技術(shù)有著非接觸、全場數(shù)據(jù)測量、受環(huán)境干擾小等優(yōu)點[8—9]。將焊接接頭的力學(xué)性能測試與DIC技術(shù)相結(jié)合，通過DIC技術(shù)分析焊接接頭各微小區(qū)域在拉伸載荷下全程應(yīng)變歷程，從而獲得焊接接頭各微小區(qū)域的拉伸性能曲線，再利用冪指數(shù)模型構(gòu)建的力學(xué)性能函數(shù)對曲線數(shù)據(jù)進行擬合，進而建立焊接接頭各微小區(qū)域的局部力學(xué)性能模型，確定焊接接頭的薄弱區(qū)域，為焊接工藝優(yōu)化提供理論指導(dǎo)[10]。

1 實驗

文中采用固溶處理+時效處理的2219鋁合金板材（2219-T6態(tài)），焊后板材靜置不進行任何熱處理操作。板材尺寸為300 mm×200 mm×10 mm。文中在改裝后的X5032型立式銑床上進行FSW焊接，焊接速度為49.5 mm/s，攪拌針的旋轉(zhuǎn)速度為650 r/min，軸肩直徑為30 mm，下壓量為0.3 mm，傾角為3°。

1.1 金相試樣制備

金相試樣是以焊核區(qū)為中心，用線切割切取試樣尺寸為80 mm×40 mm×10 mm，并以冷鑲的方法制備，靜置陰涼處待樹脂完全凝結(jié)之后，依次使用不同規(guī)格的砂紙對表面進行研磨至消除明顯劃痕，研磨后用拋光機進行拋光，隨后采用Keller試劑（10 mL HF+5 mL HCl+5 mL HNO3+380 mL H2O）對試樣進行浸蝕，時間約為30 s，清洗吹干后用4XB-TV型金相顯微鏡對焊接接頭整體的金相進行觀察，如圖1所示，并記錄各區(qū)域的典型微觀形貌。

圖1 接頭整體金相

1.2 局部力學(xué)性能測試

采用電火花線切割的方法對試樣的力學(xué)性能進行分析。以焊核為中心，垂直于焊接方向切取板厚中心處2 mm厚度的板材制備試樣，通過接頭顯微組織形貌與硬度分布確定各區(qū)域尺寸，如圖2所示。使用耐水砂紙對試樣的表面進行逐級打磨至2000#，打磨方向平行于試樣長度方向，最后量得試樣厚度為1.18 mm。然后在試樣表面均勻地噴涂一層啞光白底漆，試樣晾干后觀察底漆是否完全覆蓋了金屬原本色彩且反光程度是否一致，若底漆未完全覆蓋金屬原本色彩或存在不同程度的反光現(xiàn)象，則用丙酮擦去噴漆失敗的底漆，重新噴涂底漆直至噴漆合格。隨后在合格試樣白色油漆上無規(guī)則隨機噴涂黑漆散斑點，并將接頭4個區(qū)域按圖2所示的位置做好標(biāo)記。把噴涂的試樣晾干后裝夾在WDW-50H型拉伸機上，配合采用XT-DIC數(shù)字圖像關(guān)聯(lián)技術(shù)設(shè)備對拉伸過程中的試樣位移信息進行記錄。測試前，調(diào)整CCD攝像機位置，使試樣位于攝影圖像中心，設(shè)置CCD攝像機焦距為75 mm，光圈范圍選擇為最大，像元尺寸為5.86 μm；圖像采集幀頻為1000 f/s。啟動拉伸機進行力學(xué)性能測試，并同步啟動DIC設(shè)備，拉伸速率為1 mm/min。利用DIC設(shè)備測量焊接接頭4個區(qū)域內(nèi)的黑色斑點在拉伸前后位移變化情況，并收集圖像信息，以便分析接頭4個區(qū)域在受載荷作用時的應(yīng)變變化情況，同時記錄試樣拉伸過程中的載荷變化情況。

圖2 試樣形狀及尺寸

2 結(jié)果與分析

2.1 焊接接頭微觀組織分析

焊接接頭各區(qū)域，即焊核區(qū)（NZ）、熱機影響區(qū)（TMAZ）、熱影響區(qū)（HAZ）和分布在試樣兩側(cè)的母材區(qū)（BM）的微觀組織形貌如圖3所示。其中焊核區(qū)（NZ）的組織為等軸晶，晶粒細(xì)小，這主要是因為該區(qū)金屬在焊接時受到了強烈的機械攪拌作用，晶粒發(fā)生了嚴(yán)重的塑性變形，并摩擦產(chǎn)生了大量的熱，使該區(qū)的溫度高于沉淀強化相的溶解溫度[11]，但機械攪拌作用與焊接熱作用共同造成的溫度升高卻達不到該區(qū)域晶粒的熔化溫度，進而造成晶粒發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶，同時又由于焊接時攪拌針旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生了攪拌摩擦作用，從而造成晶粒均勻分布（見圖3a）；熱機影響區(qū)（TMAZ）與攪拌針之間存在一定的距離，機械攪拌作用在該區(qū)與焊核區(qū)相比較弱，只剩下焊接熱作用對已發(fā)生塑性變形的晶粒存在著影響，晶粒發(fā)生了一定程度的粗化，尺寸略大于母材區(qū)晶粒，同時由于機械攪拌作用，晶粒表現(xiàn)為因熱剪切變形而被拉長，并呈明顯彎曲狀，其中前進側(cè)熱機影響區(qū)（見圖3b）的彎曲程度比后退側(cè)熱機影響區(qū)（見圖3c）更嚴(yán)重；熱影響區(qū)（HAZ）組織相比TMAZ進一步遠離高速旋轉(zhuǎn)的攪拌針帶來的攪拌作用范圍，于是在該區(qū)域發(fā)生明顯作用的僅為焊接熱作用，造成該區(qū)域的組織晶粒僅發(fā)生粗化（見圖3d）；由于母材區(qū)（BM）超出焊接的熱力耦合作用范圍，所以母材區(qū)組織既不受機械攪拌作用又不受焊接熱作用，組織晶粒依舊呈焊接前的板條狀，且板條狀晶粒分布方向為板材軋制方向（見圖3e）。

2.2 焊接接頭局部力學(xué)性能分析與力學(xué)模型的建立

試樣在單向拉伸過程中的應(yīng)變變化如圖4所示。根據(jù)DIC技術(shù)分析得到的焊接接頭各區(qū)域的全程應(yīng)變歷程，結(jié)合拉伸時載荷隨時間的變化情況，得到接頭各區(qū)域的拉伸工程應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)鐖D5所示，同時假設(shè)焊接接頭是符合理想均質(zhì)彈塑性金屬材料，即任意時刻的某橫截面的面積都符合計算公式：

式中：0為初始時刻試樣橫截面積；i為局部應(yīng)變。

結(jié)合式（1）計算出的橫截面積對應(yīng)力進行修正，得到焊接接頭各區(qū)域的真實應(yīng)力，最后對接頭各區(qū)域的真實應(yīng)力-應(yīng)變進行一一配對，得到焊接接頭各區(qū)域的真實應(yīng)力-應(yīng)變曲線，如圖6所示。由圖4可知，在拉伸初期，試樣接頭可視為一個整體在發(fā)生彈性變形；隨著拉伸載荷的增大，當(dāng)作用在試樣上的應(yīng)力達到170 MPa時，接頭4個區(qū)域的應(yīng)變程度逐漸出現(xiàn)差異，焊核區(qū)、前進側(cè)熱機影響區(qū)所受應(yīng)力已經(jīng)超過了其屈服強度，開始進入到塑性變形階段。從圖4可知，這兩個區(qū)域的屈服強度分別為165 MPa和152 MPa。此時圖4中應(yīng)變呈現(xiàn)出母材區(qū)向焊核區(qū)應(yīng)變逐漸增大的情況，而對照圖4中母材區(qū)拉伸性能曲線，發(fā)現(xiàn)此時母材區(qū)應(yīng)變約為0.21%；隨著拉伸載荷的增大，前進側(cè)熱機影響區(qū)、后退側(cè)熱機影響區(qū)與熱影響區(qū)的交界處附近都開始出現(xiàn)應(yīng)變局部化，當(dāng)拉伸應(yīng)力為250 MPa時，各區(qū)域的應(yīng)變程度差異已十分明顯，并且可以發(fā)現(xiàn)前進側(cè)熱機影響區(qū)與熱影響區(qū)的界限附近出現(xiàn)應(yīng)變集中現(xiàn)象，對比圖5中前進側(cè)熱機影響區(qū)與母材區(qū)應(yīng)力-應(yīng)變曲線可知，此時該區(qū)域的應(yīng)變約為母材區(qū)應(yīng)變的12倍；當(dāng)拉伸應(yīng)力達到300 MPa時，前進側(cè)熱機影響區(qū)出現(xiàn)頸縮趨勢；最后當(dāng)試樣斷裂時，拉伸應(yīng)力為345 MPa，宏觀斷裂口發(fā)生在前進側(cè)熱機影響區(qū)域，結(jié)合圖5曲線可知該區(qū)域局部應(yīng)變更是大幅度地增加到了18.9%，而母材區(qū)此時應(yīng)變僅為1.91%，是因為在拉伸過程中，首先進入塑性變形階段的低強度的焊核區(qū)和熱機影響區(qū)分擔(dān)了絕大部分的變形量，高強度的母材區(qū)僅需要分擔(dān)小部分的變形量。故焊接接頭強度最低的區(qū)域為前進側(cè)熱機影響區(qū)，這是因為熱機影響區(qū)在FSW焊接過程中，在機械攪拌作用與焊接熱作用的聯(lián)合作用下，晶粒被拉長且呈明顯彎曲狀，晶粒嚴(yán)重軟化，冷卻后形成形態(tài)不均勻的組織，在外力的作用下容易產(chǎn)生應(yīng)變集中。同時在拉伸時低強度的熱機影響區(qū)受到了收邊上強度更高的母材區(qū)的“約束效應(yīng)”[12]，也會導(dǎo)致熱機影響區(qū)發(fā)生應(yīng)變集中，最后發(fā)生斷裂。同時前進側(cè)熱機影響區(qū)金屬變形方向與攪拌針旋轉(zhuǎn)方向相反，金屬被迫擠壓到焊核后方，晶粒彎曲程度更明顯，并且前進側(cè)受力作用更嚴(yán)重，導(dǎo)致晶粒受熱粗化程度更高。綜上可知焊接接頭力學(xué)性能的薄弱區(qū)為前進側(cè)熱機影響區(qū)。

圖3 焊接接頭各微小區(qū)域的微觀組織

圖4 試樣在單向拉伸載荷過程中的應(yīng)變變化

圖5 焊接接頭各區(qū)域的拉伸性能曲線

圖6 焊接接頭各區(qū)域真實應(yīng)力-應(yīng)變曲線

為計算出2219鋁合金FSW接頭各區(qū)域的拉伸應(yīng)變硬化指數(shù)和強化系數(shù)值，假設(shè)在本次實驗中接頭的是一種理想均質(zhì)彈塑性金屬材料，將Hollomon冪指數(shù)函數(shù)套入FSW焊接接頭各區(qū)域的真實應(yīng)力-應(yīng)變曲線模型[13]，即應(yīng)變與真實應(yīng)力滿足式（2），計算結(jié)果如表1所示。

表1 焊機接頭各區(qū)域拉伸力學(xué)性能

Tab.1 Tensile properties of each area of welding joints

結(jié)合圖6與表1可知母材區(qū)的拉伸力學(xué)性能最好，熱影響區(qū)拉伸性能僅次于母材區(qū)，熱機影響區(qū)的后退側(cè)拉伸性能高于前進側(cè)，且前進側(cè)熱機影響區(qū)的拉伸性能最弱，同時焊核區(qū)拉伸性能僅略高于前進側(cè)熱機影響區(qū)。這是因為母材區(qū)晶粒基本保持焊接前的形態(tài)，強度不變，拉伸力學(xué)性能保持；熱影響區(qū)晶粒由于只受到焊接熱作用，晶粒只是發(fā)生粗化現(xiàn)象，造成強度略低于母材區(qū)，拉伸力學(xué)性能位于第二；熱機影響區(qū)的晶粒在受焊接熱作用下發(fā)生粗化的基礎(chǔ)上又受到機械攪拌作用而被明顯拉長且彎曲，造成了組織軟化，其強度進一步降低，拉伸力學(xué)性能差，同時，由于前進側(cè)熱機影響區(qū)受熱作用更嚴(yán)重，其晶粒與焊核區(qū)晶粒在大小上有著最明顯的分界情況，導(dǎo)致前進側(cè)熱機影響區(qū)的拉伸性能低于后退側(cè)熱機影響區(qū)，受到拉伸時，該界面會發(fā)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，裂紋就容易從此處形成；而焊核區(qū)的拉伸力學(xué)性能僅略高于熱機影響區(qū)，這是因為焊核區(qū)原始晶粒在一開始受到機械攪拌摩擦作用，晶粒發(fā)生劇烈塑變，晶粒內(nèi)部位錯密度增加，雖然這使焊核區(qū)的強度得到了一定的提升，但大量細(xì)小晶粒通過再結(jié)晶形式產(chǎn)生，晶粒內(nèi)部的位錯大量消失，強度下降，并發(fā)現(xiàn)再結(jié)晶晶粒有一定程度的軟化[14]，同時由于本次實驗所使用的攪拌針轉(zhuǎn)速/焊接速度比值約為13.1，焊接過程中線能量大，焊核區(qū)再結(jié)晶晶粒受到的熱量大，組織得到了生長，晶粒尺寸變大，導(dǎo)致焊核區(qū)強度進一步下降[15—18]，最終導(dǎo)致焊核區(qū)強度明顯低于母材。

3 結(jié)論

1）鋁合金FSW焊接的4個亞區(qū)當(dāng)中，焊核區(qū)晶粒細(xì)化，但在焊接過程中發(fā)生再結(jié)晶軟化與受到大量焊接熱作用，造成其強度只是略高于熱機影響區(qū)，在只受焊接熱作用的熱影響區(qū)內(nèi)晶粒粗大，而熱機影響區(qū)晶粒被拉長并彎曲，且存在軟化現(xiàn)象。

2）基于DIC輔助力學(xué)性能測試技術(shù)，得到了FSW接頭各區(qū)域的拉伸力學(xué)性能曲線，分析發(fā)現(xiàn)焊接接頭在彈性變形階段時4個區(qū)域的應(yīng)變分布情況相對均勻；前進側(cè)熱機影響區(qū)最早進入到塑性變形階段，其屈服強度最低，最后進入塑性變形的是母材區(qū)，且斷裂時母材區(qū)應(yīng)變值僅為1.91%。

3）根據(jù)焊接接頭各區(qū)域在拉伸過程中的真實應(yīng)力-應(yīng)變曲線，并結(jié)合Hollomon冪指數(shù)模型對曲線的擬合情況，獲得了2219鋁合金FSW接頭各區(qū)域拉伸力學(xué)性能模型，研究發(fā)現(xiàn)前進側(cè)熱機影響區(qū)的拉伸性能最差，是焊接接頭的薄弱區(qū)域。

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Non-Uniformity of Microstructure and Mechanical Properties of Friction Stir Welding Joints of 2219 Aluminum Alloy

XU Shi-wei1, LI Mao-lin1, ZHANG Ti-ming1, TANG Hua-wei2, YE Fu-qiang1, TANG Jian-lin1,ZENG Zhou1, ZHU Xing1

(1. School of Aeronautical Engineering, Nanchang Hangkong University, Nanchang 330063, China; 2. Shanghai Aerospace Equipments Manufacturer, Co., Ltd., Shanghai 200245, China)

The work aims to study the local mechanical properties of joints to provide theoretical guidance for the optimization of welding process in view of that the microstructure and mechanical properties of friction stir welding joints of 2219 aluminum alloy are generally not uniform due to the effects of welding heat and mechanical stirring. The microstructure and local mechanical properties of friction stir welding joints of 2219 aluminum alloy were characterized by means of microstructure analysis and digital image correlation (DIC) technique, and the model of local mechanical properties for each area of friction stir welding joints was established. The weak area of mechanical properties of 2219 aluminum alloy friction stir welding joint was thermal mechanical affected zone (TMAZ). Before the fracture of the sample, the local stress in TMAZ reached 345 MPa and the local strain was 18.9%, while the tensile strain in base metal was only 1.91%. The microstructure of the TMAZ is coarsened and softened under the effect of welding heat and mechanical stirring, resulting in the reduction of the mechanical properties, so TMAZ is the weak area of the welding joint.

2219 aluminum alloy; friction stir welding; welding joint; digital image correlation (DIC) technology; mechanical properties

10.3969/j.issn.1674-6457.2021.06.020

TG407

A

1674-6457(2021)06-0145-06

2021-03-30

上海航天基金（SAST2019-062）；江西省自然科學(xué)基金（20202BABL214031）；航空科學(xué)基金（2020Z048056002）；國家自然科學(xué)基金（52165049）

徐世偉（1999—），男，焊接技術(shù)與工程專業(yè)本科生。

張體明（1987—），男，博士，副教授，主要研究方向為材料連接及腐蝕防護。