熱帶海洋大氣條件下2195鋁鋰合金攪拌摩擦焊接頭腐蝕行為

胡啟達， 張華， 王彩妹， 程東海

(北京石油化工學院，北京 102617)

0 前言

2195鋁鋰合金具有高比強度，良好的韌性和延展性，在航空航天領域結構件的制造得到了廣泛的應用[1-4]。但由于鋁鋰合金中鋰元素活潑，在焊接過程中極易發生燒損，攪拌摩擦焊是一種純固相連接技術，可以有效避免鋰元素的燒損。

隨著國內航空航天在熱帶海洋大氣條件下的運用強度不斷加大，研究2195鋁鋰合金在熱帶海洋大氣條件下的腐蝕性為顯得極為必要[5-7]。

當前，國內外對于2195鋁鋰合金的攪拌摩擦焊腐蝕研究較少[8-11],且多采用試驗室加速腐蝕的方法，由于真實環境下季節變化、光照、空氣流動的存在使得試驗室加速腐蝕的研究方法和真實條件下的腐蝕存在較大差異，現有的真實環境下的研究多集中在腐蝕行為，腐蝕機理的分析，沒有關于力學性能的研究[12-20]。文中研究了2195鋁鋰合金在真實熱帶海洋大氣條件下的腐蝕行為，討論了腐蝕機理，并研究了接頭在不同腐蝕周期的力學性能，為2195鋁鋰合金攪拌摩擦焊在熱帶海洋大氣條件下的長期服役提供參考。

1 試驗材料及方法

試驗材料為2195鋁鋰合金攪拌摩擦焊接件，T8熱處理，板材厚度為8 mm，其化學組分見表1。使用攪拌摩擦焊接方法，具體焊接工藝參數見表2。焊接完成后，將焊件切割為100 mm×50 mm的長方體塊，焊縫位于中心位置，以上表面作為暴露面，其余面使用可剝漆密封，如圖1所示。

表1 2195-T8鋁鋰合金化學成分(質量分數，%)

表2 2195-T8鋁鋰合金板材攪拌摩擦焊工藝參數

圖1 樣品示意圖

將試樣統一寄送至海南三亞氣象實驗站，進行為期1年、4個取樣周期的熱帶海洋大氣暴露試驗，取樣周期分別為3個月、6個月、9個月、12個月。暴露時間為2018年12月至2019年12月，試驗完成后，分批寄回試樣。

腐蝕試驗完成后，對試樣進行清洗，吹干，按照ASTMG1-03-2017《Standard practice for preparing, cleaning, and evaluating corrosion test specimens》，去除表面腐蝕產物，再使用去離子水清洗，并吹干，使用線切割沿垂直于焊縫方向截取拉伸試樣。使用日立S-4800，3D數字顯微鏡對腐蝕形貌進行采集分析，使用萬能拉伸機按照GB/T 228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗 第1部分:室溫試驗方法》對保持原有腐蝕狀態的焊件進行力學性能測試。

2 試驗結果與分析

2.1 腐蝕形貌演變過程

焊接后接頭的整體形貌及各區金相組織如圖2所示。母材(BM)未受到熱力影響，為板條狀晶粒組織(圖2b);熱影響區(HAZ)只受到熱循環作用，未受到機械攪拌作用，組織發生回復，稍顯粗化(圖2c)；熱力影響區(TMAZ)同時受到焊接熱影響及機械攪拌作用，使得晶粒組織被拉長，靠近焊核區出現回復(圖2d)；焊核區(WNZ)受到了強烈的熱循環和機械攪拌作用，晶粒被完全打碎，變為細小的等軸晶組織(圖2e)。

圖2 接頭宏觀形貌及金相組織

對接頭的熱影響區(包含HAZ和TMAZ)使用TEM觀察，結果如圖3所示，δ′(Al3Li)和T1(Al2CuLi)是存在于熱影響區的主要第二相，這主要是由于在焊接中，部分片狀的T1相轉變為δ′相，但仍存在大量T1相后者較前者電化學穩定。

圖3 熱影響區TEM圖

焊核區TEM如圖4所示，焊核區出現了δ′(Al3Li)相析出(圖4a)，同時焊核區存在大量位錯(圖 4b)，這是由于焊核區在焊接過程中遭受強烈熱力和機械作用，這也導致了T1相的完全溶解，T1相的電化學活性大于δ′，θ′相，導致熱影響區電化學活性強于焊核區。

圖4 焊核區TEM圖

熱帶海洋大氣暴露腐蝕不同時間宏觀形貌如圖5所示。在暴露3個月后，氯離子發生了與Al2O3中O2-爭奪Al3+的競爭反應，使得Al2O3氧化膜遭到破壞溶解，焊件表面出現不完全剝落，發生起皮現象。在暴露6個月后，此時金屬表面氧化膜已遭到完全破壞，氯離子在腐蝕坑中聚集，與基體金屬發生式(1)，式(2)的反應，造成金屬的剝落,生成腐蝕產物Al(OH)3，此時腐蝕坑面積擴大，剝離更多，相互連接成腐蝕帶。9個月后，氯離子與前期生成的腐蝕產物發生式3反應，此時金屬基體進一步被溶解，腐蝕坑面積進一步擴大，腐蝕向深度方向擴展。12個月后，反應進一步進行，發生大面積剝落腐蝕，腐蝕坑變深。

圖5 焊件熱帶海洋大氣腐蝕不同周期的焊縫表面宏觀形貌

Al → Al3++3e-

(1)

O2+2H2O+4e-→ 4OH-

(2)

Al(OH)3+3Cl-→ AlCl3+3OH-

(3)

通過SEM對熱帶海洋大氣暴露時間為3個月、6個月、9個月、12個月腐蝕試樣熱影響區和焊縫區進行觀察，結果如圖6所示。3個月后，熱影響區與焊縫區氧化膜遭到破壞，基體金屬發生腐蝕反應，出現微小腐蝕坑。暴露時間6個月，熱影響區由于氯離子在腐蝕坑內聚集，坑內發生進一步腐蝕反應，腐蝕坑面積擴大，相互連接成腐蝕帶，焊縫區未出現腐蝕帶，這是由于熱影響區存在第二相Al2CuLi，而焊縫區不存在第二相Al2CuLi，因此熱影響區電化學性質更加活潑，化學反應更加劇烈。9個月后和12個月后，同樣由于上述原因導致熱影響區腐蝕較焊縫區更加劇烈，同時由于腐蝕坑的延伸擴展并加深，使得焊接件的力學性能下降。

圖6 試樣不同暴露時間HAZ和焊縫的腐蝕形貌

通過測量取坑深度平均值來定量分析腐蝕坑深度變化過程，如圖7，圖8所示。由圖知，腐蝕坑的變深過程是勻速的，為5 μm/月左右，12個月后腐蝕平均深度達到19.85 μm。這是因為在金屬表面氧化膜被氯離子被破壞后，焊縫區第二相Al3Li與基體材料形成電偶腐蝕，第二相電位高于基體金屬，作為陽極，基體金屬作為陰極，使得腐蝕坑不斷向深度方向擴展，由于原電池腐蝕過程中，電極及腐蝕各因素保持穩定，使得腐蝕速率保持穩定。

圖7 腐蝕坑深度隨時間的變化

圖8 腐蝕坑加深速率

2.2 接頭力學性能變化過程

保持腐蝕原有狀態，對在4種暴露時長下的接頭按照GB/T 228.1—2010分別進行3組拉伸試驗，取平均值，對拉伸數據進行整理，得到應力-應變曲線如圖9所示。由圖可知，熱帶海洋大氣暴露3個月，6個月后的2195鋁鋰合金攪拌摩擦焊件拉伸曲線光滑，拉伸過程不存在屈服階段，這是由于腐蝕坑深度較淺，未連接成為腐蝕帶，此時對于焊件強度影響較小，暴露時間為9個月、12個月后，拉伸曲線在接近斷裂處出現明顯波動，出現屈服階段，這是由于9個月后腐蝕帶相互連接形成腐蝕帶，腐蝕坑深度變大，腐蝕坑不斷向深處擴展，導致基體金屬不斷流失，改變了接頭的力學性能。隨著暴露時間的不斷延長，接頭的抗拉強度不斷下降，由暴露3個月的449.45 MPa下降到12個月的373.25 MPa，同時，接頭的伸長率不斷降低由3個月的11.254%下降到7.756%，如圖10，圖11所示。在6個月～9個月時抗拉強度基本不變，但斷后伸長率下降較大，這是由于6個月后腐蝕坑相互連接成為腐蝕帶 ，說明腐蝕帶的形成對于接頭的力學性能有較大影響，使接頭出現了屈服階段，由塑性斷裂向脆性斷裂轉變，同時也說明腐蝕坑深度的變化對于接頭抗拉強度有較大影響，腐蝕面積的擴大對于斷后伸長率有較大影響。

圖9 暴露不同時長的應力-應變曲線

圖10 抗拉強度隨時間的變化

圖11 斷后伸長率隨時間的變化

3 結論

(1)焊件暴露3個月后，焊件出現起皮現象，3個月～6個月主要發生腐蝕坑面積的不斷擴大，6個月后相互連接形成腐蝕帶，6個月～9個月腐蝕坑主要向深度方向發展。

(2)熱影響區腐蝕較焊核區強烈，是由于熱影響區存在T1相，而焊核區由于強力的機械攪拌和熱影響作用，不存在T1相，T1相電化學性質最為活潑。

(3)焊縫最深處的腐蝕坑的深度隨時間變化加深，隨時間的變化大致呈線性，腐蝕坑的加深速率保持穩定，速度為5 μm/月左右。

(4)接頭的力學性能隨暴露時間的延長不斷下降，9個月后接頭斷裂由塑性斷裂變化為脆性斷裂，暴露12個月后接頭的抗拉強度下降到373.25 MPa，斷后伸長率下降到7.756%，這與腐蝕坑面積擴大及腐蝕坑向深度方向發展有關。