焦君，李國鵬，湛利華，楊有良，胡正根，劉觀日

(1.中國運載火箭技術(shù)研究院，北京，100076；2.中南大學(xué)機電工程學(xué)院，湖南長沙，410083；3.北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京，100076)

蠕變時效成形是為了制備高性能高精度大型薄壁構(gòu)件而發(fā)展起來的一種新型成形工藝[1]，其原理是利用材料的蠕變和時效強化特性，使構(gòu)件在同一個制造環(huán)境中同時實現(xiàn)成形與成性。相對于傳統(tǒng)成形技術(shù)，蠕變時效成形具有成形精度高、可重復(fù)性好、成本低等優(yōu)點，已在國外航空航天運載器例如B-1B 超音速戰(zhàn)略轟炸機上機翼壁板、空客A380 的上機翼蒙皮及土星五號火箭貯箱壁板[2?4]中廣泛應(yīng)用。目前，我國也將蠕變時效成形技術(shù)運用于新一代運載火箭貯箱瓜瓣與壁板的制造中[5]。運載火箭貯箱一般由整體成形的大型板材作為基本單元拼焊而成，以往貯箱焊接多采用熔焊方法，這種焊接方法存在焊縫缺陷多、焊接變形大、生產(chǎn)周期長等問題[6]。1991年，英國焊接研究所發(fā)明的攪拌摩擦焊技術(shù)(FSW)成功克服了上述缺陷，使焊接性能大幅提高[7]。以2219 鋁合金為例，與TIG焊縫相比，攪拌摩擦焊焊縫的平均抗拉強度提高17%，斷后伸長率提高87.5%，缺陷發(fā)生率降低90%左右。目前，攪拌摩擦焊已在Delta II和IV 貯箱(2219-T87)、獵鷹9 號貯箱(2198 鋁鋰合金)、太空發(fā)射系統(tǒng)貯箱(2219-T87)等火箭貯箱中得到了廣泛應(yīng)用[6,8]。

通常，焊接后的熱處理可以消除殘余應(yīng)力，使晶粒形狀更加均勻，是一種能夠有效提高焊縫性能的手段[9?10]。但在實際工程中，拼焊成形后的火箭貯箱直徑較大(一般為3.35 m)，難以進行整體固溶處理，因此，一般通過調(diào)整板材初始坯料狀態(tài)的方法改善焊縫區(qū)域性能。AYDIN 等[11]研究了2024-O 態(tài)、2024-T4 態(tài)和2024-T6 態(tài)焊縫的性能，發(fā)現(xiàn)隨坯料基體材料析出強化的增強，接頭的拉伸性能不斷提高，2024-T6 態(tài)(190 ℃/10 h)焊縫抗拉強度最高，達到496 MPa；對于斷裂位置，2024-T4態(tài)和2024-T6態(tài)斷裂發(fā)生在熱影響區(qū)，2024-O態(tài)斷裂發(fā)生在焊接基材上。VENKATESWARLU等[12]研究了2219-T62 和2219-T87 2 種不同初始狀態(tài)板材的攪拌摩擦焊接性能，發(fā)現(xiàn)不同坯料熱處理工藝會對焊接接頭微觀結(jié)構(gòu)和性能產(chǎn)生很大影響，雖然2219-T87 板材的粗化更為嚴(yán)重，但抗拉強度明顯比2219-T62 板材的高：2219-T62 板材的焊縫抗拉強度為母材的39.1%，2219-T87板材的焊縫抗拉強度為母材的59.87%。

已有研究表明，與人工時效(AA)相比，可時效熱處理強化鋁合金蠕變(應(yīng)力)時效(CA)性能與微觀結(jié)構(gòu)有較大差異，在時效過程中，因蠕變成形施加在材料上的應(yīng)力可以促進強化相析出，減少達到峰值時效所需要的時間，提高峰值時效強度[13?15]，從而對焊縫區(qū)組織性能產(chǎn)生顯著的影響。目前，對蠕變(應(yīng)力)時效后的板材進行攪拌摩擦焊的研究較少。在此，本文作者對比研究2219-T35鋁合金蠕變時效后攪拌摩擦焊(CA+FSW)與人工時效后攪拌摩擦焊(AA+FSW)焊縫區(qū)域的顯微硬度、力學(xué)性能和組織形貌，探究應(yīng)力時效后板材攪拌摩擦焊的可行性，為大型薄壁構(gòu)件蠕變時效成形+攪拌摩擦焊接技術(shù)的實際工程應(yīng)用提供理論依據(jù)與指導(dǎo)。

1 實驗材料與方法

實驗材料為2219-T35 鋁合金，材料成分見表1。蠕變時效成形板材(貯箱箱底瓜瓣)坯料大端寬度×小端寬度×長度×厚度為940 mm×420 mm×1 300 mm×5 mm，人工時效板材坯料長×寬×厚為700 mm×140 mm×5 mm。

表1 2219鋁合金的主要化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 1 Main chemical compositions of 2219 aluminum alloy(mass fraction) %

采用應(yīng)力作用下貯箱瓜瓣的時效成形試驗獲取蠕變時效成形板材。首先，將梯形鋁合金板材放置于瓜瓣成形模具上，包覆真空袋，通過抽真空的方式進行氣壓加載，使板材緊貼于模具表面，然后，將板材放入熱壓罐中，罐內(nèi)施加氣壓載荷到0.8 MPa，升溫到165 ℃，保溫8 h。同時，另取2 塊長方形板材放入熱壓罐中同步進行人工時效。將蠕變時效與人工時效后的板材使用砂紙打磨待焊區(qū)，并清除碎屑，保證2個板材待焊區(qū)可緊密相接，放到專用卡具上卡緊。使用五軸攪拌摩擦焊床進行焊接，焊后構(gòu)件如圖1所示。

在焊接位置用線切割機截下長×寬×厚為30 mm×20 mm×5 mm的長條板材，分別對打磨拋光后的焊接區(qū)域的截斷面與上表面進行顯微硬度試驗，自焊縫中心向兩側(cè)取點，取點間隔為1 mm。在2 種不同初始熱處理板材的接頭上各取9個標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣進行常溫力學(xué)性能測試，常溫拉伸實驗在CMT-5504 型電子萬能試驗機上按國家標(biāo)準(zhǔn)《金屬室溫拉伸試驗方法》進行，拉伸速率為2 mm/min。對斷后試樣用掃描電子顯微鏡觀察斷口形貌。在母材區(qū)域和焊縫區(qū)域分別取樣，制得直徑為3 mm、厚度為0.08 mm圓片作為透射樣品，將此圓片通過雙噴電解儀進行雙噴電解腐蝕至穿孔，雙噴溶液中HNO3和CH3OH 的體積比為3:7。雙噴減薄過程中，設(shè)備內(nèi)部溫度保持在?25～?35 ℃之間，電壓設(shè)定為15 V。利用JEM-2100F 透射電鏡對焊縫區(qū)微觀組織進行觀察，工作加速電壓為200 kV。

2 結(jié)果與討論

2.1 顯微硬度

圖1 2種不同熱處理工藝的攪拌摩擦焊接照片F(xiàn)ig.1 FSW of two different heat treatment processes

圖2所示為CA+FSW 和AA+FSW 板材接頭的橫截面和上表面顯微硬度分布。從圖2(a)可以看出：人工時效與蠕變時效母材硬度基本相當(dāng)，在113～117(HV)之間，焊接區(qū)域的硬度低于母材；焊縫橫截面的顯微硬度呈現(xiàn)出典型的“W”型分布：從焊接中心到熱機影響區(qū)顯微硬度逐漸降低直至最低點，然后向熱影響區(qū)增加，直到與母材硬度相同；CA+FSW 的焊接接頭顯微硬度比AA+FSW焊接接頭的顯微硬度略高。從圖2(b)可見：上表面硬度分布與焊縫截面的硬度分布類似，但整體硬度更高。

整體上，2219-T35 鋁合金焊縫硬度最低值位于熱機影響區(qū)，其中，AA+FSW 接頭的最低硬度(HV)為82.0；CA+FSW接頭的最低硬度(HV)為86.3。攪拌摩擦焊接頭焊接部位的強度降低是因為這些區(qū)域受到攪拌針內(nèi)部摩擦產(chǎn)生熱量和軸肩與焊縫表面摩擦生熱的共同影響，過高熱輸入改變了微觀結(jié)構(gòu)[16?17]。

無論在焊縫區(qū)域的上表面還是橫截剖面，CA+FSW 板材的硬度整體略高于AA+FSW 板材的硬度：橫截面硬度(HV)最大差值為5.5，位于焊縫前進側(cè)的熱機影響區(qū)；焊縫上表面硬度(HV)最大差值為11.9，位于在后退側(cè)的熱機影響區(qū)。綜上可知，蠕變時效后板材焊接性能整體上比人工時效的略高，硬度產(chǎn)生差別的原因主要與應(yīng)力對析出相的影響有關(guān)。

2.2 拉伸性能

焊接試驗前，取2種不同時效工藝處理的母材進行常溫力學(xué)性能測試。其中，蠕變時效后，瓜瓣母材抗拉強度平均值為441.9 MPa，伸長率為17.2%；人工時效后，母材抗拉強度平均值為425.2 MPa，伸長率為16.5%。對焊縫區(qū)所取試樣進行拉伸力學(xué)性能測試，所有試樣的斷裂均發(fā)生在焊核區(qū)與后退側(cè)。測試結(jié)果如圖3所示。由圖3(a)可以看出：蠕變時效板材焊接接頭力學(xué)性能較好，抗拉強度和伸長率平均值分別為317.8 MPa和12.6%，為母材的71.9%和73.3%；人工時效板材焊接接頭抗拉強度和伸長率平均值為293.8 MPa和8.2%，分別為母材的69.1%和49.7%。

2組熱處理工藝板材的焊接接頭抗拉強度與伸長率均比各自的母材的低，尤其是AA+FSW 接頭的伸長率僅8.2%。對比力學(xué)性能可知，CA+FSW板材焊后強度和伸長率均比AA+FSW 的高，分別高8%和35%。拉伸力學(xué)性能測試結(jié)果說明蠕變(應(yīng)力)時效可提高2219-T35鋁合金后續(xù)攪拌摩擦焊焊縫的力學(xué)性能。

2.3 斷口形貌

雖然攪拌摩擦焊可以得到性能優(yōu)異的焊縫，但受摩擦熱等因素的影響，接頭處的性能在一定程度上低于母材的性能。圖4所示為蠕變時效與人工時效坯料經(jīng)攪拌摩擦焊后的焊縫區(qū)域SEM 斷口形貌。由圖4可以看出：二者斷口形貌差別較大(如圖4(a)所示)，CA+FSW 的拉伸斷裂斷口韌窩十分細(xì)密，尺寸較小，僅為幾微米，分布均勻，左下角有小部分韌窩發(fā)生連結(jié)，形成局部沿晶，為明顯的韌性斷裂特征；而AA+FSW 的拉伸斷裂斷口韌窩數(shù)量較少，斷口可以觀察到較多的第二相粒子，大部分為沿晶斷裂與穿晶斷裂，體現(xiàn)了脆性與韌性混合斷裂特性(如圖4(b)所示)。斷口掃描圖解釋了蠕變時效板材的焊縫斷裂韌性要高于人工時效板材的原因。

圖2 焊縫區(qū)域顯微硬度對比Fig.2 Comparison of microhardness distribution of welded joints

圖3 CA+FSW與AA+FSW板材焊接區(qū)域性能Fig.3 Mechanical properties of CA+FSW and AA+FSW joints

圖4 2219鋁合金拉伸斷口掃描照片F(xiàn)ig.4 Fracture morphology of 2219 aluminum alloy

2.4 微觀組織

2219 鋁合金屬于可熱處理強化合金，不同的熱處理工藝對材料的強度造成較大影響。蠕變時效引入了應(yīng)力的作用，在析出相的種類和密度方面有明顯差別。與人工時效相比，在相同的時效溫度與時間下，蠕變時效會產(chǎn)生更多的位錯，析出相數(shù)目增加，析出相也會由θ′轉(zhuǎn)換為θ″與θ′共存，從而材料性能提高[14]。

圖5所示為人工時效板材和蠕變時效板材母材的TEM 微觀組織。從圖5(a)可以看到，人工時效處理后的母材有大量彌散細(xì)小的GP區(qū)與可剪切的θ″相(Al2Cu)，析出相沿[001]方向析出，長度為30～120 nm，這些細(xì)小的GP 區(qū)與θ″相在晶格缺陷和位錯的位置產(chǎn)生，隨著時效時間的延長，還將繼續(xù)生長粗化變?yōu)棣取湎唷膱D5(c)和圖5(d)可以看到：有大量相互垂直的析出相存在，與文獻對比可知，這些析出相為θ′相與θ″相[14]，析出相長度在90～120 nm 之間，厚度為10～15 nm。與人工時效母材相比，析出相的整體密度增大，θ′相占比明顯增加；θ′相比θ″相更難以被剪切，可以為材料提供更為有效的強化，從而使蠕變時效后板材母材性能更高。

圖5 人工時效和蠕變時效母材TEM微觀組織照片F(xiàn)ig.5 TEM images of base metal after artificial aging and creep aging

圖6所示為AA+FSW 與CA+FSW 焊縫區(qū)的TEM 微觀組織。從圖6(a)可以看到：AA+SWF 的焊縫區(qū)域析出相基本上在攪拌摩擦高熱作用下回溶，因此，強度相對母材大幅下降。從圖6(c)可以看到CA+SWF 的焊縫區(qū)零星分布的θ′相，長度為200 nm 左右，這些θ′相分布較為集中，不能有效地通過阻礙晶格畸變提高材料的強度，相較于母材區(qū)域，θ′相已經(jīng)發(fā)生了較為明顯的粗化，另外，從圖6(d)可以看到，晶界附近有一定的位錯結(jié)構(gòu)。經(jīng)對比分析可知，蠕變時效板材焊接后強度相對母材也出現(xiàn)明顯下降，但由于基體內(nèi)仍存在少量析出相和位錯，強度比人工時效板材焊后的略高。

綜合上述分析可知，無論是以人工時效還是蠕變時效板材作為初始坯料，與母材相比，焊縫區(qū)的析出相都明顯的減少。這是因為在攪拌摩擦焊焊接過程中，攪拌針和軸肩等位置與板材摩擦產(chǎn)生的高溫使大量析出相產(chǎn)生溶解，僅存的析出相也會在高溫下快速粗化，減弱析出強化效果。這是導(dǎo)致焊接區(qū)域強度降低的主要原因。晶粒尺寸在攪拌焊接中也會產(chǎn)生很大的變化，對強度也會產(chǎn)生一定的影響。對比人工時效與蠕變時效后板材的焊縫區(qū)域，蠕變時效后再進行焊接的焊縫區(qū)仍存有一定量的析出相，而人工時效板材的焊縫微觀組織中析出相基本完全回溶，這在一定程度上解釋了CA+FSW 板材性能強于AA+FSW 板材性能的原因。

圖6 人工時效和蠕變時效板材焊接接頭TEM微觀組織照片F(xiàn)ig.6 TEM images of welded joints after artificial aging and creep aging

3 結(jié)論

1)蠕變時效與人工時效板材在焊縫區(qū)的性能均有所降低，其中，AA+FSW 板材焊縫抗拉強度平均值為293.8 MPa，伸長率為8.2%；CA+FSW板材焊縫抗拉強度平均值為317.8 MPa，伸長率為12.6%，可見，蠕變時效板材的焊接接頭強度和伸長率略高。

2)蠕變時效與人工時效板材的焊縫區(qū)域硬度曲線都呈“W”形分布，可以明顯觀測到焊縫區(qū)域硬度下降，兩者的硬度最低值均出現(xiàn)在熱機影響區(qū)。在截面與表層，CA+FSW 板材焊縫最低硬度(HV)比AA+FSW焊縫的最低硬度(HV)分別高5.5和11.9。

3)蠕變時效與人工時效板材焊縫區(qū)域的析出相均發(fā)生回溶，AA+FSW 板材焊縫區(qū)析出相基本完全回溶，CA+FSW 板材焊縫區(qū)仍有少量殘余θ′相和位錯結(jié)構(gòu)。