2195鋁鋰合金焊接缺陷固相準等強修復技術

劉立安， 陳思浩,， 趙耀邦， 孟祥晨， 黃永憲

(1. 上海航天精密機械研究所，上海 201600；2. 先進焊接與連接國家重點實驗室，哈爾濱工業大學，哈爾濱 150001)

0 前言

鋁鋰合金被認為是21世紀最具競爭力的輕質高強結構材料之一，由于鋰元素的引入，鋁鋰合金相比傳統鋁合金密度更低、比強度更高、耐腐蝕性更好，因此廣泛用于航空航天領域[1-2]。中國將2XXX系列鋁鋰合金應用在火箭儲箱、箭體及內部承載部件中[3]。美國也將2195鋁鋰合金應用在了航天器密封艙的主結構中[4]。利用傳統的熔焊工藝對鋁合金進行焊接易產生氣孔、熱裂紋等缺陷，并且鋁鋰合金中低熔點鋰元素燒損嚴重，使焊縫合金化程度降低，導致焊接接頭的力學性能遠低于母材[5]。

攪拌摩擦焊(Friction stir welding, FSW)是英國焊接研究所于1991年提出的一種固相連接技術[6]。相比于傳統熔焊方法，該方法具有接頭質量高、焊接變形小及焊前清理簡單等諸多優點，適用于焊接鋁合金、鎂合金等輕質合金[7]。FSW在焊接過程中存在焊縫減薄、匙孔等問題，降低了接頭的承載能力[8-9]。這些固有問題限制了FSW的應用，亟待通過開發新方法來解決。

文中針對上述FSW存在的問題，使用填充式攪拌摩擦焊(Filling friction stir welding, FFSW)匙孔修復手段實現填充接頭的準等強修復，為2195鋁鋰合金高強可靠的連接提供技術支持，有利于航空航天工業結構件進一步輕量化和鋁鋰合金在航空航天領域進一步的應用與發展。

1 試驗材料與方法

試驗所用母材為6 mm厚2195-T8鋁鋰合金板材，填充修復所用材料由與母材同質的材料加工而成，其晶粒形態如圖1所示。其化學成分見表1，力學性能見表2。焊接設備采用WWW-LM3324-13T型龍門式數控攪拌摩擦焊機。

表1 2195鋁鋰合金的化學成分(質量分數，%)

表2 2195鋁鋰合金的力學性能

圖1 2195-T8鋁鋰合金微觀組織特征

試驗中采用的2195-T8鋁鋰合金FSW焊縫抗拉強度為395 MPa，為母材的75.2%。焊縫尾部匙孔為錐狀，上大下小，上端部直徑為8 mm，錐度為15°，采用FFSW進行修復，過程如圖2所示。第一步，將與待修復母材同質的填充材料加工成消耗式填充棒，并固定在非消耗式軸肩套上形成組合式焊具；第二步，啟動焊機將組合式焊具旋轉插入待修復匙孔區域，通過填充材料與匙孔壁面的剪切摩擦產生熱量，使界面與近界面區域金屬軟化并塑性變形；第三步，焊具下壓至一定深度停留若干秒，在熱-力耦合作用下匙孔與填充材料之間界面發生擴散，實現冶金結合：第四步，填充棒端部塑化并填充匙孔區域，而剩余部分與軸肩構成一無針焊具，該無針焊具行走一定距離進行攪拌摩擦處理(Friction stir processing, FSP)對修復區域進行二次鍛壓，進一步確保修復效果。修復過程中所使用焊具的非消耗式軸肩套的軸肩直徑為20 mm，消耗式填充棒直徑為8 mm，端部凸出軸肩6.8 mm且為錐狀設計，端部直徑為2.45 mm，端部錐度大于匙孔1°。

圖2 FFSW示意圖

焊后沿平行于焊接方向截取匙孔修復接頭，制成金相分析試樣并進行腐蝕，以Keyence VHX-1000E光學顯微鏡(Optical microscopy, OM)對試樣進行圖像采集。拉伸試樣尺寸如圖3所示，按照GB/T 2651—2008《焊接接頭拉伸試驗方法》標準在萬能材料試驗機上對標準試樣進行拉伸性能測試。采用HXD-1000TM維氏顯微硬度測試儀對焊縫截面、修復接頭截面不同區域的硬度進行測試。

圖3 拉伸試樣尺寸

2 結果與分析

采用端部錐角大于匙孔1°的填充棒進行FFSW試驗，軸肩直徑為20 mm。FFSW過程的工藝參數見表3。焊具傾角為1°，下扎速度為1 mm/min，下壓量為0.1 mm，下扎到預定深度后停留5 s，FSP階段焊接速度為50 mm/min。旋轉速度分別設定為1 400 r/min，1 600 r/min和1 800 r/min，研究旋轉速度對接頭的影響。

表3 FFSW工藝參數

FFSW匙孔修復接頭的表面形貌如圖4所示，原匙孔位置的表面成形良好。由于該項目具有明確的應用場景，僅對強度最高修復接頭進行微觀組織及硬度分析。

圖4 FFSW接頭的表面形貌

圖5為FFSW接頭的宏觀組織，根據位置和形成原因，除了存在填充棒作用區(Filled affected zone, FAZ)、軸肩作用區(Shoulder affected zone, SAZ)和原始形貌區(Original zone, OZ)3個特有區域，還產生了熱力影響區(Thermo-mechanically affected zone, TMAZ)、熱影響區(Heat affected zone, HAZ)。FAZ中存在一個明顯的界面，該界面在圖中用虛線①標識，稱為斷裂線。FAZ下方與原始焊縫組織的界面在圖中以虛線②標識，稱為填充材料界面。為了區別新的填充組織與原始組織，將OZ分為原始焊縫熱力影響區(OZ-TMAZ)和原始焊縫熱影響區(OZ-HAZ)。

圖5 FFSW匙孔修復接頭縱截面形貌

圖5中FFSW各區域(a～f)組織的微觀形貌如圖6所示，有別于常規FSW接頭。在FAZ斷裂線上方，填充棒與匙孔壁直接接觸產生足夠的摩擦熱，在熱-力耦合作用下重新形核并生長形成新等軸晶粒，而下方由于摩擦熱不足以發生再結晶，與上方的再結晶晶粒相比晶粒更粗大。SAZ的原始晶粒，在無針焊具FSP作用下破碎細化后重新形核長大，而且與空氣接觸散熱條件好，因此得到等軸晶粒，相比其他區域晶粒更細小。OZ-TMAZ的晶粒無明顯的粗化現象，晶粒原始軋制形態較狹長，受到力的作用而向上彎曲變形。OZ-HAZ的形貌與大小均與母材近似。

圖6 FFSW接頭各區微觀組織

FFSW修復接頭的沉淀相分布如圖7所示，黑色的坑洞是由于沉淀相脫落造成的。FAZ存在著2種沿晶界方向分布的沉淀相，一種呈較小顆粒狀彌散分布，數量較多；另一種顆粒較大。SAZ中的沉淀相受較劇烈的形變而破碎，以小顆粒的形式分布在晶界上，如圖7b所示。OZ-TMAZ由于冷卻過程較緩慢，一部分沉淀相形核后有足夠的時間長大，形成尺寸較大和較小的兩種沉淀相，而OZ-HAZ中僅有小尺寸的沉淀相，如圖7c和圖7d所示。

圖7 FFSW接頭沉淀相分布

圖8為FFSW接頭顯微硬度分布。選取接頭的縱截面進行顯微硬度測試，接頭左側為未受到熱循環作用的母材，而接頭右側是經過FSP作用后形成的SAZ?？v向來看，上層顯微硬度點處于SAZ和FAZ斷裂線以上的區域內，該區域晶粒細小且組織相對均勻，在細晶強化的作用下，該區顯微硬度值較為穩定，集中在115～130 HV之間；中層和下層區域顯微硬度值波動較大，下層區域經過接頭的OZ-HAZ，未受到FSP的攪動作用，顯微硬度值較低，僅為105 HV左右。橫向來看，接頭中間區域的FAZ斷裂線以下的區域顯微硬度值較高，在115～135 HV之間。下層由于材料流動較劇烈，組織相對不均勻，顯微硬度波動較大，在105～130 HV之間。由于受熱影響接頭左下方及右側經過FSP作用區域的顯微硬度曲線有明顯的降低。雖然，FFSW接頭顯微硬度在一定范圍內變化，但對于修復接頭而言，接頭薄弱區仍主要集中于修復界面。

圖8 FFSW接頭顯微硬度分布

旋轉速度對FFSW接頭力學性能的影響如圖9所示。隨著旋轉速度的增加，修復接頭的抗拉強度和斷后伸長率均呈現先上升后下降的趨勢。在旋轉速度為1 600 r/min時，接頭抗拉強度和斷后伸長率達到了358.1 MPa和3.17%，分別達到了優質FSW接頭的90.7%和90.6%，可見，FFSW技術通過合理的焊接工藝參數調控，既能保證填充材料和孔壁實現良好的冶金連接，又能避免熱輸入過大使晶粒粗化、合金元素析出為大顆粒沉淀相的問題，實現2195高強鋁鋰合金焊接缺陷的準等強修復。

圖9 FFSW接頭力學性能

3 結論

(1)采用FFSW技術可成功修復2195-T8鋁鋰合金FSW焊縫尾部匙孔缺陷，修復工藝無熔化過程，修復后接頭內部無缺陷。

(2)填充棒下扎過程中，塑化材料先因受壓而向下流動；匙孔被填充滿之后又沿遠離匙孔的方向向上流動，填充棒與匙孔的界面摩擦充足且流動充分，結合良好。

(3)通過焊接工藝參數優化，在焊具旋轉速度1 600 r/min的條件下，接頭的抗拉強度為358.1 MPa，達到了優質FSW接頭的90.7%；接頭的斷后伸長率為3.17%，達到了優質FSW接頭的90.6%，實現了2195-T8鋁鋰合金FSW接頭匙孔缺陷的準等強修復。