焊接方法對(duì)C24S鋁鋰合金組織和性能的影響

余愛(ài)武 ，宿國(guó)友 ，石 磊 ，張春峰

（1.上海航天設(shè)備制造總廠，上海200245；2.上海航天電能裝備有限公司，上海200245）

0 前言

鋁鋰合金作為一種新型鋁合金材料，因低密度、高強(qiáng)度、高模量及優(yōu)異的抗腐蝕等優(yōu)點(diǎn)廣泛應(yīng)用于航空航天等重點(diǎn)領(lǐng)域[1-2]。FSW焊是一種固態(tài)焊接技術(shù)，能有效避免傳統(tǒng)熔焊方法引起的焊縫氣孔、裂紋和接頭強(qiáng)度系數(shù)降低等缺陷和性能不足，尤其適用于鋁鋰合金這類(lèi)活潑的有色金屬的焊接[3-4]。目前，有關(guān)鋁鋰合金尤其是C24S鋁鋰合金TIG焊和FSW焊的對(duì)比性研究報(bào)道很少，關(guān)于二者對(duì)鋁鋰合金組織和性能的影響并未得到系統(tǒng)性的認(rèn)識(shí)。故本研究以C24S鋁鋰合金薄板為試驗(yàn)材料，對(duì)比分析TIG焊和FSW焊對(duì)其接頭組織和力學(xué)性能的影響，以期為鋁鋰合金在航天器關(guān)鍵結(jié)構(gòu)件的工程應(yīng)用提供數(shù)據(jù)基礎(chǔ)和技術(shù)支持。

1 實(shí)驗(yàn)材料及方法

1.1 實(shí)驗(yàn)材料

實(shí)驗(yàn)?zāi)覆臑镃24S-T8鋁鋰合金板材，試件尺寸200 mm×150 mm×2 mm，其化學(xué)成分和力學(xué)性能如表1所示。TIG焊設(shè)備為lincoln TIG-355交直流氬弧焊機(jī)，單面焊雙面成型，焊接工藝參數(shù)如表2所示。FSW焊設(shè)備為自制的龍門(mén)式數(shù)控?cái)嚢枘Σ梁笝C(jī)，相關(guān)參數(shù)如表3所示。焊前先用不銹鋼鋼絲刷清理試板對(duì)接面兩側(cè)氧化膜，再用丙酮清洗對(duì)接面兩側(cè)的油污。組織觀察和力學(xué)實(shí)驗(yàn)所用設(shè)備有4XB-TV型顯微鏡、NovaNano-450型掃描電鏡（SEM）、W9W-50型微機(jī)控制電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)、401MVD型數(shù)字顯微硬度計(jì)。

表1 母材化學(xué)成分及力學(xué)性能Table 1 Chemical composition and mechanical properties of C24S-T8 Al-Li alloy

表2 TIG焊接工藝參數(shù)Table 2 Parameters of TIG welding process

表3FSW焊接工藝參數(shù)Table 3 Parameters of FSW welding process

圖1 拉伸試樣的尺寸Fig.1 Dimension of tensile sample

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果和分析

2.1 焊縫接頭組織

TIG焊和FSW焊接頭不同區(qū)域的微觀組織如圖2所示?？梢钥闯觯琓IG焊焊縫中出現(xiàn)大量的氣孔缺陷，焊縫組織由粗大的胞狀晶組成，且熱影響區(qū)組織粗化嚴(yán)重。FSW焊所得焊縫成形良好、無(wú)缺陷，焊核區(qū)（WAN）由細(xì)小的等軸晶粒組成，晶粒內(nèi)部和晶界處存在大量第二相粒子，熱機(jī)影響區(qū)（TMAZ）發(fā)生明顯的彎曲變形，且熱影響區(qū)（HAZ）組織略有粗化。

2.2 焊接接頭的力學(xué)性能和拉伸斷裂位置

TIG焊和FSW焊接頭的拉伸性能、接頭不同區(qū)域的顯微硬度分布及接頭的斷裂位置分別如表3、圖3和圖4所示。TIG焊接頭的抗拉強(qiáng)度為228.9MPa，僅為母材強(qiáng)度的47.9%，接頭顯微硬度的平均值為92 HV，拉伸斷裂處在接頭熔合線附近。FSW焊接頭的抗拉強(qiáng)度為394.8 MPa，高達(dá)母材強(qiáng)度的82.6%，接頭的顯微硬度的平均值高達(dá)115 HV，且拉伸斷裂位置為接頭焊縫中心區(qū)域。

表4 焊接接頭的拉伸性能Table 4 Tensile strength of welded joint with TIG welding and FSW welding

TIG焊焊縫金屬在高溫電弧作用下經(jīng)歷了短時(shí)間熔化和凝固的過(guò)程，雖然凝固的速度很快，但焊縫區(qū)瞬間形成的晶核在長(zhǎng)大過(guò)程中由于較大的溫度梯度和成分過(guò)冷的環(huán)境存在，會(huì)逐漸由等軸的平面晶向胞狀晶轉(zhuǎn)變。同時(shí)，冶金余熱和高溫?zé)嵫h(huán)的作用使焊縫凝固后的胞狀晶組織尤其是熱影響區(qū)組織發(fā)生明顯長(zhǎng)大，從而導(dǎo)致TIG焊后的接頭組織十分粗大。TIG焊接頭存在大量氣孔，其主要來(lái)源是鋁鋰合金TIG焊過(guò)程中復(fù)雜的高溫冶金反應(yīng)產(chǎn)生的氣體和直接來(lái)自周?chē)諝庵械臍怏w。因此，接頭粗大的組織和焊接氣孔缺陷顯著降低了TIG焊接頭的室溫抗拉強(qiáng)度。

圖2 TIG焊和FSW焊所得焊縫的微觀組織Fig.2 Microstructure of welded joint with TIG welding and FSW welding

圖3 TIG焊和FSW焊接頭橫截面顯微硬度分布Fig.3 Distribution of microhardness along transverse section of welded joint with TIG welding and FSW welding

圖4 TIG焊和FSW焊所得接頭的拉伸斷裂位置Fig.4 Tensile fracture location of welded joint with TIG welding and FSW welding

C24S鋁鋰合金為固溶強(qiáng)化鋁合金，其強(qiáng)化相包括 T1 相（Al2CuLi）、S'相（Al2CuMg）和 θ'相（Al2Cu），起主要強(qiáng)化作用的是T1相（Al2CuLi），所以焊后接頭中Li元素的存在形式直接影響接頭力學(xué)性能[5-6]。Li元素的沸點(diǎn)為1 317℃，TIG焊的電弧溫度通常在3 000℃以上，結(jié)合掃面電鏡觀察發(fā)現(xiàn)（見(jiàn)圖5a），焊后只在晶界處保留大量粗大的 θ'相（Al2Cu），而焊縫區(qū)含Li化合物已大量溶解，并引起Li元素的揮發(fā)，大大減少了焊縫中強(qiáng)化相T1（Al2CuLi）的數(shù)量，導(dǎo)致焊縫區(qū)的顯微硬度最低。在焊縫中心到熱影響區(qū)部分，受電弧熱的影響相對(duì)較小，含Li化合物的溶解和Li元素的蒸發(fā)量較少，組織中仍保留一定數(shù)量的T1（Al2CuLi）強(qiáng)化相粒子，同時(shí)該區(qū)域?yàn)榈容S晶組織，故這部分的顯微硬度會(huì)隨著距焊縫中心距離的增加而呈上升趨勢(shì)。當(dāng)硬度到達(dá)熱影響區(qū)時(shí)又出現(xiàn)突變，且低于焊縫中心的硬度，遠(yuǎn)離熱影響區(qū)后，硬度又逐漸增大到母材硬度，這主要是因?yàn)闊嵊绊憛^(qū)在焊接熱循環(huán)作用下纖維狀組織和第二相粒子發(fā)生了顯著粗化而引起組織軟化，從而造成熱影響區(qū)硬度的突降。遠(yuǎn)離熱影響區(qū)的材料受到焊接熱循環(huán)的作用逐漸消失，故又恢復(fù)到母材硬度。

FSW焊焊核區(qū)在掃描電鏡下的組織形貌如圖5b所示?？梢钥闯?，F(xiàn)SW焊焊核區(qū)的組織為均勻細(xì)密的等軸晶，晶界處存在大量共晶組織θ'（Al2Cu），晶界和晶內(nèi)彌散分布著細(xì)小的T1相（Al2CuLi）、S'相（Al2CuMg）粒子[7-8]，且組織中未出現(xiàn)氣孔等缺陷。分析認(rèn)為，F(xiàn)SW焊過(guò)程中焊核區(qū)組織受到攪拌針強(qiáng)烈的攪拌和高溫?zé)嵫h(huán)作用而發(fā)生了動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，由母材原始的纖維狀組織完全轉(zhuǎn)變?yōu)榫鶆蚣?xì)密的等軸晶組織。同時(shí)FSW焊接溫度低于母材的熔點(diǎn)，盡管焊核區(qū)受到的熱循環(huán)溫度最高，但材料并未熔化，焊核區(qū)的Li元素未發(fā)生揮發(fā)，只是第二相粒子的尺寸有所粗化。因此焊核區(qū)顯微硬度較母材有所降低，但明顯高于TIG焊下的焊縫硬度。

熱機(jī)影響區(qū)雖然在焊接過(guò)程中也受到攪拌針的機(jī)械攪拌和焊接熱循環(huán)的雙重作用，但此處距離攪拌針較遠(yuǎn)，受到的攪拌針攪拌作用遠(yuǎn)小于焊核區(qū)組織，因此組織未發(fā)生轉(zhuǎn)變，只是沿著攪拌針?lè)较虬l(fā)生了一定程度的彎曲變形，且顯微硬度與焊核區(qū)相比略有降低，但變化并不明顯。而熱影響區(qū)組織在焊接過(guò)程中僅僅受到熱循環(huán)作用，未發(fā)生變形，且此處距離攪拌針更遠(yuǎn)，經(jīng)受的焊接熱作用最小，相對(duì)于熱機(jī)影響區(qū)組織，該區(qū)組織和第二相粒子粗化程度更小。因此熱影響區(qū)的硬度明顯高于焊核區(qū)和熱機(jī)影響區(qū)。

FSW焊焊縫接頭的抗拉強(qiáng)度顯著高于TIG焊接頭，且高達(dá)母材強(qiáng)度的82.6%。這是因?yàn)镕SW焊焊接過(guò)程中母材不熔化，相比熔焊接頭氣孔、裂縫等缺陷的發(fā)生率明顯減少。另外，由于焊接溫度低，在攪拌針的攪拌作用下可以獲得晶粒細(xì)密的接頭組織，且保留大量的第二相含Li化合物，故接頭的抗拉強(qiáng)度顯著高于TIG焊接頭。

圖5 掃面電鏡下的TIG焊和FSW焊焊縫中心的組織形貌Fig.5 Morphology in the center of welding joints with TIG welding and FSW welding

圖6 TIG焊和FSW焊焊接接頭拉伸斷口形貌Fig.6 Fracture morphology of welding joints with TIG welding and FSW welding

3 結(jié)論

（1）C24S鋁鋰合金TIG焊接頭組織粗大，焊縫氣孔缺陷嚴(yán)重，接頭Li元素的揮發(fā)和強(qiáng)化相的溶解都顯著降低接頭的抗拉強(qiáng)度和硬度。

（2）FSW焊接頭焊縫成形良好，接頭組織細(xì)小，接頭強(qiáng)化相未發(fā)生溶解，其室溫拉伸強(qiáng)度和焊縫顯微硬度明顯高于TIG焊接頭。

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