強制冷卻和低溫時效對2198-T3/7A04-T6異種鋁合金FSW接頭組織及性能的影響

孫 博, 聶佳民, 李曉丹, 何長樹

(1. 東北大學 材料科學與工程學院, 遼寧 沈陽 110819;2. 東北大學 材料各向異性與織構教育部重點實驗室, 遼寧 沈陽 110819;3. 沈陽飛機工業(集團)有限公司, 遼寧 沈陽 110850)

2198鋁合金屬于可熱處理強化型Al-Li合金,具有低密度、高比強度、優良塑性及高損傷容限等優點,主要用于制造飛機機身及上下機翼蒙皮。飛機蒙皮在制造過程中,通常使用整塊板材進行拉伸成形,其成形后兩側鉗口處的余料便被切除,成為廢品。如果采用拼焊成形,選用其他成本較低的材料與蒙皮材料進行拼焊組合,便可減少因切除鉗口余料所帶來的制造成本。相對于傳統熔焊技術,攪拌摩擦焊(Friction stir welding,FSW)作為一種固相連接技術,在鋁合金焊接方面具有焊接缺陷少、接頭力學性能優異等特點,得到了廣泛應用[1]。

但可熱處理強化型鋁合金在進行FSW時,接頭攪拌區(Stir zone,SZ)和熱影響區(Heat affected zone,HAZ)α-Al基體內的析出相會在焊接熱作用下發生回溶與粗化,導致接頭發生軟化,其中位于熱影響區的軟化最為嚴重[2]。若將蒙皮材料2198-T3鋁合金與強度更高的7×××系鋁合金進行拼焊,便可保證焊接接頭僅存在一個薄弱區,即2198-T3鋁合金一側的熱影響區。但在后續的拉伸成形過程中,接頭的薄弱區會因強度較低而優先發生塑性變形而斷裂。因此,需對接頭薄弱區的軟化進行控制以滿足拉伸成形的需求。

國內外諸多學者主要通過水下攪拌摩擦焊接(Underwater friction stir welding,UFSW)[3-4]或焊后熱處理[5]的方式控制接頭軟化行為,以提高接頭強度。Babu等[6]對5052/6061異種鋁合金進行UFSW,結果表明UFSW可減小接頭熱影響區的寬度并提高熱影響區的平均硬度,但接頭強度只能達到母材的73%。Safarbali等[7]對2024/7075異種鋁合金的FSW接頭進行固溶+時效處理,發現時效后的接頭強度得到顯著提高,但由于固溶溫度較高,攪拌區出現晶粒異常長大的現象,接頭伸長率降低。Zhang等[8]對2195鋁合金FSW接頭進行不同時效處理,發現低溫時效(Low temperature aging, LTA)相較常規溫度時效的接頭伸長率更高,但接頭強度卻有所降低。目前,針對可熱處理強化型鋁合金FSW的研究表明,使用上述單一強化手段對接頭軟化區進行控制的效果并不理想。近年來,多種強化手段相結合的復合工藝成為研究學者制備高性能焊接接頭的新思路。Zeng等[9]分別采用水冷與空冷對6061-T6鋁合金進行攪拌摩擦加工并進行不同溫度下的時效處理,發現在水冷和低溫時效的作用下,6061-T6鋁合金獲得了高強度(573 MPa)及高伸長率(17%)。這是由于水下攪拌摩擦加工能夠獲得超細晶粒,并抑制析出相從α-Al基體中脫溶析出,使后續低溫時效在不損失細晶強化效果的基礎上達到更好的析出強化效果,獲得較高的力學性能。

由此可見,多種強化手段下的復合工藝對接頭軟化的良好控制是值得關注的。本文對2198-T3和7A04-T6鋁合金進行FSW和UFSW拼焊,并對其焊態(As-welded)接頭進行低溫時效處理,研究強制冷卻和低溫時效對接頭薄弱區組織和接頭力學性能的影響,旨在推動拼焊成形技術在機身蒙皮制造過程中的實際工程應用。

1 試驗材料與方法

采用攪拌摩擦焊對2198-T3(規格:250 mm×80 mm×3.2 mm)和7A04-T6(規格:250 mm×80 mm×3.8 mm)鋁合金軋制板材進行拼焊,兩種鋁合金的化學成分如表1所示。焊接前將7A04-T6鋁合金試驗軋板的上下表面各去除0.3 mm以去除包鋁層,加工后的試板厚度為3.2 mm,與2198-T3鋁合金試板厚度相同。

表1 2198-T3和7A04-T6鋁合金化學成分(質量分數,%)

攪拌摩擦焊接設備為實驗室自主設計搭建(FSW-2AX-T8攪拌摩擦焊機),其中強制冷卻條件下的焊接(UFSW)在充滿循環水的水槽中進行,初始冷卻水溫為25 ℃,冷卻水槽中的液面距焊接試板上表面的距離為15 mm,試驗裝置如圖1(a)所示。焊接時將2198鋁合金置于前進側(AS),7A04鋁合金置于后退側(RS),焊接方向與板材軋制方向一致。采用相同的攪拌工具及焊接參數對鋁合金進行FSW和UFSW焊接,焊接過程中攪拌工具的旋轉速度為1200 r/min,行進速度為100 mm/min,焊接時攪拌工具傾角為2.5°,攪拌針為右旋螺紋,其具體形貌尺寸如圖1(b)所示。為了解不同冷卻條件下接頭熱影響區的溫度變化,在焊接過程中使用SH-8型多通道溫度測試儀進行溫度采集。

圖1 UFSW試驗裝置(a)和攪拌工具幾何尺寸(b)Fig.1 Test setup of UFSW(a) and geometric dimension of stir tool(b)

兩種冷卻環境下完成試驗軋板焊接,垂直于焊接方向取樣進行低溫時效處理:在50 ℃的油浴(不改變2198-T3鋁合金的母材狀態)中保溫48 h后取出并空冷至室溫。采用顯微維氏硬度計(Wilson-Wolpert 401MVD)在接頭橫截面上進行硬度測試,加載載荷砝碼100 g,加載時間10 s。采用SANS微機控制電子萬能試驗機在室溫下對焊接接頭進行拉伸性能測試,拉伸速率為2 mm/min,拉伸試樣取樣位置及尺寸如圖2 所示。采用場發射透射電鏡(JEM-2100F)觀察接頭組織的析出相形貌,觀察前采用電解雙噴法減薄樣品,雙噴液為硝酸甲醇溶液(硝酸與甲醇體積比為1∶4)。

圖2 拉伸試樣取樣位置及尺寸示意圖Fig.2 Schematic diagram of position and dimension of the tensile specimen

2 試驗結果

2.1 顯微硬度

圖3為焊態和低溫時效后FSW與UFSW接頭的顯微硬度分布。受非等強匹配接頭條件的影響,接頭顯微硬度呈AS-2198鋁合金一側低、RS-7A04鋁合金一側高的非對稱“W”型分布。在焊態條件下,FSW接頭位于7A04鋁合金一側的最低硬度值為109.7 HV0.1,與2198鋁合金母材硬度值(110 HV0.1)水平相當。在接頭2198鋁合金一側的軟化區內出現低硬度區(Low hardness zone, LHZ),其最低硬度值為88.9 HV0.1,距焊核中心約12 mm。與FSW接頭相比,UFSW接頭兩側的軟化區更窄且更加靠近焊核中心,LHZ同樣出現在接頭2198鋁合金一側,最低硬度值為91 HV0.1,距焊核中心約7 mm。經低溫時效后,兩種不同焊接條件下的接頭軟化區硬度均得到不同程度的恢復,其中FSW接頭與UFSW接頭的LHZ硬度分別提升至92.0 HV0.1和94.5 HV0.1。

圖3 FSW與UFSW接頭顯微硬度分布Fig.3 Microhardness distribution of the FSW and UFSW joint (TMAZ—Thermal mechanical affected zone; BM—Base material)

2.2 拉伸性能

圖4為FSW和UFSW接頭的拉伸測試結果。在焊態條件下,FSW接頭的屈服強度和抗拉強度分別為272、405 MPa,而UFSW接頭的強度較高,屈服強度和抗拉強度分別為297、410 MPa。經低溫時效后,兩種不同焊接條件下的接頭強度均得到提升,FSW接頭的屈服強度和抗拉強度分別提升至285 MPa和419 MPa,達到了母材的89.0%和91.6%。UFSW接頭強度提升得更為顯著,分別提升至312 MPa和443 MPa,達到了母材的97.5%和96.9%。不過,不同焊接方法的接頭伸長率變化有所不同,FSW接頭伸長率從焊接后的9.1%下降至低溫時效后的8.9%,而UFSW接頭從焊接后的6.1%提升至低溫時效后的8.9%。

圖4 FSW與UFSW接頭的拉伸性能Fig.4 Tensile properties of the FSW and UFSW joints

2.3 析出相特征

為了進一步分析力學性能變化的原因,對母材以及接頭LHZ處的析出相進行TEM觀察。圖5為2198-T3鋁合金母材的TEM照片。圖5中可以觀察到α-Al基體中分布著兩種20～30 nm的針狀相,結合文獻[10]中析出相的形狀、尺寸和分布狀態可以判斷,這兩種相分別為T1相(Al2CuLi)和θ′相(Al2Cu)。有研究[11]指出,T1相和θ′相是2198-T3鋁合金中的主要析出相,其中T1相對接頭強度的貢獻最為突出。這是由于T1相與位錯之間存在“一次切過”的特殊機制,即位錯切過T1相后,后續位錯難以再次切過同一個滑移面,這使得滑移被阻止并分散到多個滑移面上,因此含有大量T1相的鋁鋰合金不僅具有較高的強度,其塑性也較好。

圖5 接頭2198-T3鋁合金母材處的TEM照片Fig.5 TEM image of the joint 2198-T3 aluminum alloy base mateical

圖6為低溫時效前后不同焊接條件下接頭LHZ處的TEM圖片。其中圖6(a,b)分別為焊態FSW接頭與UFSW接頭LHZ處的晶內析出相特征,在FSW接頭α-Al基體中分布著一定數量的T1相,長度為60～80 nm,θ′相則基本溶解。與FSW接頭相比,UFSW接頭的α-Al基體中分布的析出相數量更多,晶內T1相和θ′相的數量及分布基本與母材保持一致,但是尺寸有所增長,其中T1相與θ′相的尺寸約為30～40 nm。圖6(c,d)分別為低溫時效后FSW與UFSW接頭LHZ處的晶內析出相特征,可以發現低溫時效后的兩種接頭LHZ處均有新的T1相和θ′相析出。其中在FSW接頭中發現了粗化的T1相,長度達到90 nm,同時在α-Al基體中有較多的θ′相重新析出,其尺寸小于10 nm。與FSW相比,UFSW接頭中的T1相析出數量更多,經低溫時效后,新形核析出的T1相和θ′相尺寸在10～15 nm之間,同時晶內還分布著焊態接頭中原有的T1相和θ′相,尺寸約為35 nm。

圖6 FSW與UFSW接頭低溫時效前(a,b)、后(c,d)LHZ處的TEM照片Fig.6 TEM images of LHZ in FSW and UFSW joints before(a,b) and after(c,d) low-temperature aging(a,c) FSW; (b,d) UFSW

2.4 焊接溫度曲線

焊接過程中接頭峰值溫度及冷卻速度的差異是導致接頭固溶狀態發生改變的重要因素,而這一差異將影響析出相在后續時效過程中的析出行為。為分析強制冷卻和低溫時效對接頭析出相析出行為的影響,對FSW與UFSW過程中接頭熱影響區的溫度進行測量,結果如圖7所示。由圖7可知,FSW與UFSW接頭的焊接溫度曲線變化規律相同,在焊接過程中均經歷了由室溫快速升溫至峰值溫度而后又冷卻至室溫的過程。受兩種焊接方式冷卻能力的影響,兩種接頭所達到的焊接峰值溫度以及峰值溫度至室溫的冷卻效率均有不同。與FSW過程相比,UFSW過程中熱影響區的峰值溫度更低,高溫停留時間更短,冷卻速率更快。

圖7 FSW與UFSW接頭熱影響區的焊接溫度曲線Fig.7 Welding temperature curves of heat affected zone of the FSW and UFSW joints

3 討論與分析

為更加直觀地討論析出相在強制冷卻和低溫時效條件下的演變過程,繪制了FSW與UFSW焊態接頭及其低溫時效后LHZ析出相的演變示意圖,如圖8所示。Al-Cu-Li系合金在焊接過程中,當接頭所處溫度低于220 ℃時,主要發生T1相和θ′相的粗化;當溫度高于220 ℃時,T1相和θ′相開始發生溶解,且θ′相的溶解速度相較T1相更快[12]。

圖8 低溫時效過程中FSW與UFSW接頭LHZ位置處析出相的演變示意圖Fig.8 Evolution of precipitation at LHZ position of the FSW and UFSW joints during low temperature aging

結合圖7的測溫數據可知,在FSW過程中,熱影響區的峰值溫度超過了220 ℃,但在220 ℃以上的高溫段停留時間較短。因此,溶解速度更快的θ′相大量回溶到α-Al基體中,而T1相僅有少部分回溶,并在后續220 ℃以下溫度范圍內發生明顯粗化,如圖8中FSW(As-welded)。其中,T1相的粗化消耗了Li原子,而θ′相的溶解則使得Cu原子大量回溶,合金中的Cu/Li原子比例升高。有文獻[13]報道Cu和Li的原子數量比對Al-Cu-Li系合金中析出相的析出行為存在較大的影響。當Cu/Li比例較高時,時效過程中趨于析出θ′相,當Cu/Li比例較低時,則更傾向于析出T1相。因此,在低溫時效過程中,FSW接頭LHZ處有更多的θ′相析出,這些細小析出相的存在析出是FSW接頭時效后強度提升的原因。同時,由于FSW過程中較高的焊接溫度會更多地消耗2198-T3母材中原有的位錯及亞晶,而T1相易在位錯等亞結構附近形核[14],導致FSW接頭在后續低溫時效過程中,T1相不易形核析出,而原有的T1相則進一步粗化生長,如圖8中 FSW(LTA),使得接頭韌性降低、伸長率下降。

在UFSW過程中,強制冷卻使接頭的峰值溫度僅為160.8 ℃,且高溫停留時間縮短。較低的溫度和較短的熱過程有效抑制了θ′相和T1相的溶解和粗化(見圖8UFSW(As-welded)),使得α-Al基體中保持了較低的Cu/Li比例。與此同時,強制冷卻也使得接頭中原有的位錯及亞結構得以更多的保留,這些條件均為T1相的析出提供了有利因素。因此,在后續低溫時效過程中,UFSW接頭LHZ處能夠析出更加細小的T1相(見圖8 UFSW(LTA)),使得接頭強度得到顯著提高?；谏鲜龇治?使用強制冷卻+低溫時效的復合強化手段,能有效抑制常規攪拌摩擦拼焊工藝中接頭熱影響區析出相的粗化行為,并有利于后續合金的時效強化,是提高接頭力學性能的有效手段。

4 結論

1) 兩種條件下接頭的低硬度區均位于2198-T3鋁合金一側的熱影響區內,但強制冷卻+50 ℃×48 h時效條件下接頭低硬度區的硬度值明顯更高,為94.5 HV0.1。

2) 強制冷卻+50 ℃時效48 h能夠顯著提升2198-T3/7A04-T6鋁合金拼焊板接頭的力學性能。UFSW接頭經時效后,屈服強度和抗拉強度分別達到312 MPa和443 MPa,分別達到2198-T3母材強度的97.5%和96.9%。

3) 焊接過程中施加的強制冷卻,能有效抑制接頭LHZ內θ′相和T1相的溶解與粗化,使得α-Al基體中保持了較低的Cu/Li比例,并為后續時效過程中析出數量更多、尺寸更小、強化效果更好的T1相提供了更多形核位點。

4) 經50 ℃×48 h時效后,UFSW接頭的LHZ內析出大量尺寸細小的T1相(10～15 nm),是接頭力學性能顯著提升的根本原因。