張丹丹， 曲文卿， 莊來杰， 楊模聰， 陳 潔， 孟 強(qiáng)， 柴 鵬

(1.北京航空航天大學(xué)機(jī)械工程及自動化學(xué)院，北京100191;2.上海飛機(jī)制造廠，上海200436;3.北京航空制造工程研究所中國攪拌摩擦焊中心，北京100024)

21世紀(jì)是國內(nèi)外飛機(jī)制造技術(shù)飛速發(fā)展的時期，在眾多先進(jìn)飛機(jī)制造技術(shù)中，攪拌摩擦焊(簡稱FSW)作為一種新型的固相連接技術(shù)，在連接飛機(jī)金屬材料(鋁合金、鈦合金)時具有焊接材料兼容性好、接頭性能高等特點(diǎn)。FSW過程節(jié)能環(huán)保、易于控制，應(yīng)用于飛機(jī)制造具有明顯的技術(shù)和經(jīng)濟(jì)優(yōu)勢［1～3］。

鋁鋰合金具有低密度、高比強(qiáng)度、良好的低溫性能、耐腐蝕性能等優(yōu)點(diǎn)，正逐步取代常規(guī)鋁合金系成為我國飛機(jī)壁板選擇采用的高性能結(jié)構(gòu)材料。而采用傳統(tǒng)的熔焊技術(shù)連接鋁鋰合金時，鋰元素容易發(fā)生燒損、出現(xiàn)焊接氣孔和凝固裂紋等缺陷，從而制約了鋁鋰合金的工程應(yīng)用。已將FSW技術(shù)應(yīng)用于鋁鋰合金連接的研究表明，F(xiàn)SW技術(shù)能夠獲得良好的力學(xué)性能接頭［2，3］。

新型飛機(jī)機(jī)身制造時，需要大量的對接和搭接結(jié)構(gòu)，特別是加強(qiáng)筋和蒙皮壁板之間的“工”形、“Z”形和“L”形搭接結(jié)構(gòu)非常普遍。另外，采用FSW代替鉚接，具有減重和提高結(jié)構(gòu)整體性能的優(yōu)勢［1］，同時搭接接頭因焊前準(zhǔn)備和裝配簡單、能夠滿足多種形式構(gòu)件的焊接需要，具有廣闊的應(yīng)用前景［4～6］。

目前國內(nèi)在攪拌摩擦焊(FSW)工藝方面的研究主要集中在焊接參數(shù)優(yōu)化和對接接頭性能提高上，對于厚度為3mm的鋁合金板，當(dāng)焊接速率為140～220mm/min，旋轉(zhuǎn)速率為 1400～1600r/min時，可獲得表面平整、力學(xué)性能優(yōu)良的對接焊縫［5］，汪洪峰等人［6］研究了攪拌摩擦焊工藝參數(shù)對7022鋁合金殘余應(yīng)力及耐磨耐蝕性能的影響，徐效東等人［7］研究了鋁合金接頭組織，而對鋁鋰合金搭接接頭性能方面的工藝研究相對較少。已有研究表明:在FSW搭接接頭焊縫中，未焊合的搭接界面會發(fā)生垂直方向上的彎曲，而這種彎曲的搭接界面將降低接頭的承載能力，在一定程度上影響了FSW搭接接頭的推廣應(yīng)用，具有重要的研究意義［8］。所以針對FSW搭接接頭的研究，如搭接接頭特征、接頭缺陷及優(yōu)化焊接工藝等方面，無疑具有重要的學(xué)術(shù)價值和工程意義。

本工作深入分析鋁鋰合金FSW搭接接頭不同區(qū)域的微觀組織與界面成型性能、探索不同工藝參數(shù)和熱處理狀態(tài)對FSW搭接結(jié)構(gòu)拉伸性能的影響，為FSW技術(shù)在飛機(jī)壁板關(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)方法和材料

實(shí)驗(yàn)?zāi)覆倪x用2mm厚Al-Li-S4和2099鋁鋰合金軋制板材，化學(xué)成分見表1和表2。采用攪拌摩擦焊機(jī)FSW2-4CX-006焊接獲得“Z”形搭接接頭。焊前用鋼絲刷去除待焊表面的氧化膜，攪拌頭采用φ10mm的雙圓環(huán)軸肩和φ3.4mm的圓錐形攪拌針，攪拌針長度為2.5mm，其他工藝參數(shù)如表3所示。焊后進(jìn)行人工時效處理，即150℃/20h，空冷。

拉伸試驗(yàn)根據(jù)航標(biāo)HB 5143—1996進(jìn)行，采用WDW3050型試驗(yàn)機(jī)測試，試樣為標(biāo)準(zhǔn)中板形試樣，每組試樣5件，求平均值。焊后沿垂直焊縫的方向截取試樣。采用Olympus B×51M規(guī)格光學(xué)顯微鏡和JSM-5800掃描電鏡觀察微觀組織和斷口形貌。

表1 實(shí)驗(yàn)用Al-Li-S4鋁鋰合金的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)Table 1 Chemical compositions of Al-Li-S4 alloy(mass fraction/%)

表2 實(shí)驗(yàn)用2099鋁鋰合金的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)Table 2 Chemical compositions of2099 Al-Li alloy(mass fraction/%)

表3 不同焊接工藝工藝參數(shù)Table 3 Different FSW welding parameters

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 搭接接頭微觀組織

圖1為Al-Li-S4鋁鋰合金母材焊前組織，可以看出為軋態(tài)組織，母材晶粒沿軋制方向呈板條狀分布，存在兩種不同的板條型組織。

圖1 Al-Li-S4母材組織Fig.1 Microstructure of Al-Li-S4 alloy

圖2a給出了轉(zhuǎn)速為 800r/min、焊速為200mm/min條件下，Al-Li-S4/2099鋁鋰合金搭接接頭的微觀組織;圖中焊縫上部為2099鋁鋰合金，下部為Al-Li-S4合金，接頭的宏觀形貌呈現(xiàn)典型的FSW接頭微觀組織區(qū)域即焊核區(qū)(WNZ)、熱機(jī)影響區(qū)(TMAZ)和熱影響區(qū)(HAZ);由于受到攪拌針形狀的影響，上部軸肩影響區(qū)呈現(xiàn)梯形，下部焊核區(qū)為“洋蔥環(huán)”結(jié)構(gòu)。

對比圖1和圖2b可知，由于焊核區(qū)受到攪拌頭強(qiáng)烈地攪拌作用和旋轉(zhuǎn)摩擦產(chǎn)生的局部高溫作用，組織發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶，再結(jié)晶晶粒來不及長大就在機(jī)械攪拌的作用下發(fā)生破碎，形成細(xì)小均勻的等軸晶組織。合金原有的板條狀組織完全消失，焊核區(qū)晶粒比母材細(xì)小致密。

熱機(jī)影響區(qū)由于受到攪拌針的攪拌和焊接熱循環(huán)作用，局部區(qū)域組織發(fā)生回復(fù)反應(yīng)，晶粒由母材向焊縫彎曲變形。同時前進(jìn)側(cè)由于受到較大的摩擦剪切應(yīng)力，組織發(fā)生彎曲變形的程度大于后退側(cè)(圖2c，d)。

由于攪拌頭特殊的旋轉(zhuǎn)和直線運(yùn)動，前進(jìn)側(cè)搭接界面金屬在垂直方向上發(fā)生彎曲變形，產(chǎn)生界面畸變，即“鉤狀”缺陷(圖2e)。有研究表明［5］:鉤狀缺陷常常出現(xiàn)在搭接接頭中，與所選焊接工藝參數(shù)、攪拌頭形狀尺寸等因素有關(guān);鉤狀缺陷容易引起應(yīng)力集中，導(dǎo)致裂紋的萌生及擴(kuò)展，影響接頭的疲勞和拉伸性能。

另外在后退側(cè)，原始未熔合界面會隨著塑性材料的流動，遷移到焊縫內(nèi)部形成新的遷移界面，造成“波浪狀”曲線缺陷，它在向焊核內(nèi)部延伸2mm后消失(圖2f)。已有研究表明［8］:遷移界面越尖銳，最大應(yīng)力集中值越大，同時遷移界面垂直遷移量越高，焊后受拉承載的有效板厚越小，將會降低接頭性能。

2.2 搭接接頭拉伸力學(xué)性能

表3給出不同轉(zhuǎn)速與焊速的組合，RW值越大代表熱輸入量越大。圖3給出在不同工藝參數(shù)下，焊態(tài)及人工時效狀態(tài)的搭接接頭力學(xué)性能，結(jié)果表明:當(dāng)轉(zhuǎn)速為800r/min、焊速為200mm/min(RW= 4)時，搭接接頭的強(qiáng)塑性最佳，抗拉強(qiáng)度為467MPa，達(dá)到母材的94%。熱處理對攪拌摩擦焊接頭力學(xué)性能影響明顯，經(jīng)過人工時效后，接頭強(qiáng)度提高了13%～18%，最高達(dá)到526MPa。此外，搭接接頭伸長率不佳，最高也僅有3.18%，不超過母材伸長率的25%，經(jīng)人工時效后仍有所下降。

分析其原因，鋁鋰合金主要靠沉淀強(qiáng)化相來提高強(qiáng)度，鋰在鋁中的溶解度較高并隨溫度變化明顯，所以鋁鋰合金具有明顯的時效強(qiáng)化效應(yīng)。在時效過程中以彌散質(zhì)點(diǎn)形式析出的亞穩(wěn)相對位錯運(yùn)動有強(qiáng)烈的阻礙作用，因此經(jīng)過時效處理后，接頭的強(qiáng)度會顯著提高，同時塑性降低［2］。

圖2 FSW搭接接頭微觀組織 (a)搭接接頭的宏觀形貌;(b)焊核區(qū)的等軸晶組織;(c)前進(jìn)側(cè)熱機(jī)影響區(qū); (d)后退側(cè)熱機(jī)影響區(qū);(e)前進(jìn)側(cè)背散射電鏡照片:"鉤狀"缺陷;(f)后退側(cè)背散射電鏡照片:遷移界面Fig.2 Microstructures of FSW overlap joints (a)overallmorphology of overlap joint; (b)fine isometric crystal structure of weld nugget;(c)TMAZ on advancing side; (d)TMAZ on retreating side;(e)EBSD photographs of the"hooking"defect on advancing side; (f)EBSD photographs of the"boundarymigration"on retreating side

2.3 搭接接頭拉伸斷口分析

搭接接頭的拉伸斷裂是從前進(jìn)側(cè)的“鉤狀”缺陷起裂，沿HAZ擴(kuò)展直至母材斷裂?！般^狀”缺陷的尖端曲率較大，容易引起應(yīng)力集中，成為起裂源，是接頭力學(xué)性能最薄弱的位置。

圖3 不同F(xiàn)SW工藝參數(shù)下的搭接接頭拉伸性能 (a)FSW工藝參數(shù)和人工時效對搭接接頭抗拉強(qiáng)度的影響; (b)FSW工藝參數(shù)和人工時效對搭接接頭伸長率的影響Fig.3 Tensile properties of Al-Lialloy overlap jointswith different FSW welding parameters (a)effect of welding parameters and artificial aging on the ultimate stress of overlap joints; (b)effect of welding parameters and artificial aging on the elongation of overlap joints

圖4顯示了FSW搭接接頭和Al-Li-S4母材的拉伸斷口形貌。圖4a給出了母材低倍斷口，是與拉伸方向呈45°的剪切斷口，斷口較粗糙。圖4b為搭接接頭的宏觀斷口，上方約0.5mm較白的區(qū)域?yàn)楹缚p，焊縫斷口平整，說明塑性較母材有所降低。圖4c給出了Al-Li-S4母材微觀形貌特征:存在較多的等軸韌窩且撕裂棱明顯，韌窩是微孔長大的結(jié)果，說明母材發(fā)生了一定的塑性變形，判斷母材斷口為韌窩斷口。圖4d顯示搭接接頭的微觀形貌，等軸韌窩減少，沒有明顯的撕裂棱，同時韌窩里能看見較平的面，即圓圈部分所示，為典型的準(zhǔn)解理特征，說明接頭脆性增加，可認(rèn)為接頭斷口為準(zhǔn)解理和韌窩混合斷口。

圖4 Al-Li-S4母材與搭接接頭拉伸斷口形貌 (a)Al-Li-S4母材拉伸斷口SEM形貌;(b)搭接接頭拉伸斷口SEM宏觀形貌;(c)Al-Li-S4母材拉伸斷口SEM微觀形貌;(d)接頭拉伸斷口SEM微觀形貌Fig.4 Microstructure of tensile fracture (a)overallmorphology of SEM tensile fracture surface of Al-Li-S4 basemetal;(b)overallmorphology of SEM tensile fracture surface of overlap joint;(c)microstructure of SEM tensile fracture of Al-Li-S4 basemetal;(d)microstructure of SEM tensile fracture of overlap joint

3 結(jié)論

(1)Al-Li-S4和2099鋁鋰合金搭接接頭的微觀組織特征是:上部軸肩影響區(qū)呈現(xiàn)梯形，焊核區(qū)呈現(xiàn)“洋蔥環(huán)”結(jié)構(gòu)，焊核區(qū)由再結(jié)晶的等軸晶組織構(gòu)成。前進(jìn)側(cè)搭接界面位置出現(xiàn)“鉤狀”缺陷，對搭接接頭的力學(xué)性能產(chǎn)生不良影響。

(2)工藝參數(shù)和熱處理狀態(tài)對 Al-Li-S4/2099鋁鋰合金搭接接頭力學(xué)性能存在影響。搭接接頭的塑性較差，伸長率最高僅有3.18%，不超過母材伸長率的25%。在轉(zhuǎn)速為800r/min、焊速為200mm/ min(RW=4)條件下，接頭的強(qiáng)塑性最佳，抗拉強(qiáng)度達(dá)到467MPa，為母材的94%。經(jīng)過人工時效后，接頭強(qiáng)度提高了13% ～18%，抗拉強(qiáng)度最高達(dá)到526MPa，而伸長率均有所下降。

(3)搭接接頭的拉伸斷口分析表明:接頭拉伸斷裂是從前進(jìn)側(cè)的“鉤狀”缺陷起裂，“鉤狀”缺陷是接頭力學(xué)性能最薄弱的位置。Al-Li-S4鋁鋰合金母材的拉伸斷口為韌窩斷口，而接頭的拉伸斷口為準(zhǔn)解理與韌窩復(fù)合斷口。

［1］欒國紅.飛機(jī)制造中的攪拌摩擦焊技術(shù)及其發(fā)展［J］.航空制造技術(shù)，2009(20):26-31. (LUAN G H.Friction stir welding technology and its development in manufacturing of aircraft［J］.Journal of Aeronautical Manufacturing Technology，2009(20):26-31.)

［2］王大勇，馮吉才，王攀峰.攪拌摩擦焊接鋁鋰合金接頭的微觀組織及力學(xué)性能［J］.金屬學(xué)報，2004，40(5): 504-508. (WANGD Y，F(xiàn)ENG JC，WANG PF.Microstructures and Mechanical properties of Al-Li alloy friction stir weld［J］. Journal of Acta Metallurgica Sinica，2004，40(5):504-508.)

［3］郭曉娟，李光，董春林，等.1420鋁鋰合金攪拌摩擦焊接力學(xué)性能［J］.焊接學(xué)報，2009，30(4):45-48. (GUO X J，LIG，DONG C L，et al.Mechanical properties of 1420 aluminum lithiumalloy friction stir welding［J］.Transactions of the China Welding Institution，2009，30(4):45-48.)

［4］郭曉娟，董春林，康舉，等.攪拌摩擦焊搭接界面缺陷初步研究［C］//第十五次全國焊接學(xué)術(shù)會議論文集. 2010，7.

［5］徐效東，楊新岐，吳鐵.鋁合金攪拌摩擦焊搭接接頭工藝及組織性能研究［J］.熱加工工藝，2010，39(15): 125-129. (XU X D，YANG XQ，WU T.etal.Study onmicrostructure and properties of friction stir welded lap joints of aluminum alloy［J］.Journal of Hot Working Technology，2010，39(15):125-129.)

［6］汪洪峰，左敦穩(wěn)，邵定林，等.工藝參數(shù)對攪拌摩擦焊7022鋁合金殘余應(yīng)力及耐磨耐蝕性能的影響［J］，航空材料學(xué)報，2012，32(1):41-47. (WANG H F，ZUO D W，SHAO D L，et al.Effect of process parameters on residual stress and wear and corrosion resistance of7022 aluminium alloy by FSW［J］.Journal of Aeronautical Materials，2012，32(1):41-47.)

［7］徐效東，楊新岐，周光，等.鋁合金2024-T4攪拌摩擦焊接接頭組織與性能分析［J］.航空材料學(xué)報，2012，32 (3):51-56. (XU X D，YANG X Q，ZHOU G，et al.Analysis ofmicrostructures and fatigue properties of friction stir overlap welds in AA2024-T4 alloy［J］.Journal of Aeronautical Materials，2012，32(3):51-56.)

［8］羅凱，邢麗，楊成剛.攪拌摩擦焊搭接接頭的研究現(xiàn)狀與展望［J］.電焊機(jī)，2010，40(6):5-9. (LUO K，XING L，YANGCG.Present state and perspective on friction stir lap welding［J］.Electric Welding Machine，2010，40(6):5-9.)