李 壯，付雪松，常志龍，周文龍，陳國清

(1. 大連理工大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，大連 116085；2. 北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京 100076)

蠕變是指結(jié)構(gòu)材料在載荷作用下變形量隨時間而逐漸增加的現(xiàn)象，其形變行為與機(jī)理的研究受到人們的重視。研究表明[1]，金屬的常溫蠕變呈現(xiàn)非熱激活的黏滯性變形特點，是位錯與時間相關(guān)的滑動過程。在載荷作用下，晶體中的可動位錯被激活，而位錯的運動水平受晶粒內(nèi)部黏滯拖拽力控制，直接影響材料的常溫蠕變變形程度和服役壽命。仲瑩瑩等[2]對ZM6合金的常溫蠕變行為進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)ZM6常溫蠕變機(jī)制為位錯滑移機(jī)制。馬秋林等[3]研究了工業(yè)純鈦TA2常溫下蠕變第一階段的特性，認(rèn)為在常溫下低于臨界應(yīng)力值時蠕變不會發(fā)生。

2219鋁合金屬Al-Cu-Mn系析出強(qiáng)化型高強(qiáng)鋁合金，具有比強(qiáng)度高、低溫和高溫力學(xué)性能好、斷裂韌度高、抗應(yīng)力腐蝕性能好等特點，在航空航天、載運工具等領(lǐng)域具有廣泛的應(yīng)用[4]。2219鋁合金作為航天大型結(jié)構(gòu)件常用材料，在某些結(jié)構(gòu)中承載貯存周期長，對其地面設(shè)計工況提出了新的要求。攪拌摩擦焊(FSW)和惰性氣體鎢極保護(hù)焊(TIG)是2219T87鋁合金結(jié)構(gòu)件制備中常用的連接方式。FSW 具有連接溫度低、焊后殘余應(yīng)力小和接頭性能好等一系列優(yōu)點[5-9]，且焊縫材料不發(fā)生相變[10]，但焊接過程中接頭附近的組織性能將發(fā)生改變，如組織粗化、強(qiáng)度降低。TIG焊更是容易出現(xiàn)焊接變形和氣孔、殘余應(yīng)力較大等缺點[11]。而材料組織性能的改變對長期受載狀態(tài)下產(chǎn)生的結(jié)構(gòu)常溫蠕變具有重要影響，進(jìn)行高可靠性結(jié)構(gòu)設(shè)計時必須充分考慮這一影響。目前，絕大多數(shù)的研究工作是針對焊接后材料的組織和力學(xué)性能，鮮有關(guān)于焊接材料常溫蠕變問題的報道。

2219鋁合金問世后，取代2014鋁合金作為貯箱材料，表現(xiàn)出優(yōu)良的加工性能。特別是良好的焊接性能，使得2219鋁合金焊接的貯箱可靠性大大提高。因此，本文作者在考察2219T87鋁合金FSW和TIG焊組織和性能的基礎(chǔ)上，重點研究材料焊接前后的常溫蠕變行為，為2219鋁合金材料貯箱的設(shè)計和使用提供參考依據(jù)。

1 實驗

實驗材料為2219T87鋁銅合金及其FSW和TIG焊板材，化學(xué)成分如表 1所列。根據(jù)國家標(biāo)準(zhǔn)(GB/T2039-1997)制備拉伸蠕變板狀試樣，尺寸如圖 1所示，厚度為2 mm、標(biāo)距長度為100 mm。壓縮蠕變試樣為d9 mm×50 mm棒材。對于FSW板材分垂直焊縫和平行焊縫兩個方向取樣，如圖2所示。垂直焊縫試樣，標(biāo)距正中寬10 mm為焊核組織，其余為母材(見圖 2(a))；平行焊縫試樣，標(biāo)距內(nèi)全為焊核組織(見圖2(b))。TIG焊焊縫較窄，因此，只研究垂直焊縫試樣。

表1 2219T87鋁合金的化學(xué)成分Table 1 Chemical composition of 2219T87 aluminum alloy(mass fraction, %)

將常溫蠕變的本構(gòu)方程推導(dǎo)后，得常溫蠕變量ε與時間t的關(guān)系式：

圖1 拉伸蠕變試樣示意圖Fig. 1 Schematic drawing of tensile creep specimen (Unit:mm)

圖2 蠕變試樣的焊接接頭分布特征示意圖Fig. 2 Schematic diagrams of distribution features of creep specimen welded joints: (a) Vertical weld direction; (b) Parallel weld direction

式中：α和β為與材料、載荷和溫度相關(guān)的系數(shù)[12]。本實驗中，加載到恒載應(yīng)力所用時間較短，因此，忽略加載速率對實驗的影響，常溫蠕變量ε與時間t的關(guān)系用式ε=ε0+αln(βt+1)來描述。其中，ε0為實驗初始加載到預(yù)定應(yīng)力所產(chǎn)生的應(yīng)變量，為彈性應(yīng)變。設(shè)定加載完成的時刻為蠕變起始點，即t=0時，ε=ε0。通過Origin軟件對蠕變實驗采集的數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，獲得蠕變關(guān)系式中的參數(shù)值。

蠕變實驗在Gpc-100KN持久蠕變試驗機(jī)上進(jìn)行，材料的力學(xué)性能測試設(shè)備為DNS100拉伸試驗機(jī)。用混合酸(1.0%HF+1.5%HCl+2.5%HNO3+95%H2O, 體積分?jǐn)?shù))對拋光后的鋁合金試樣進(jìn)行腐蝕，在光學(xué)顯微鏡和掃描電鏡下觀察焊接接頭的微觀組織。

通過測試和分析，最終確定實驗溫度為18 ℃，實驗時間為300 h，應(yīng)力設(shè)計9組，分別為母材拉伸200、300 MPa，母材壓縮200、300 MPa，F(xiàn)SW平行焊縫100、200 MPa，F(xiàn)SW垂直焊縫200 MPa，TIG焊100、150 MPa。

2 結(jié)果與討論

2.1 2219T87鋁合金焊接前后的組織特征與力學(xué)性能

圖3 2219T87鋁合金母材及其焊接接頭的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig. 3 Stress-strain curves of 2219T87 aluminum alloy and its welded joints: (a) Compressive curve of 2119T87 aluminum alloy; (b) Tensile curve of 2219T87 aluminum alloy; (c) FSW(Parallel to weld line); (d) FSW (Vertical to weld line); (e) TIG(Vertical to weld line)

圖3所示為2219T87鋁合金焊接前后的拉伸和壓縮力學(xué)性能測試曲線。測試結(jié)果顯示，2219T87母材的拉伸屈服強(qiáng)度為320 MPa，伸長率為14%，壓縮屈服強(qiáng)度為340 MPa。焊后材料的強(qiáng)度和塑性降低(垂直焊縫方向)，其中，F(xiàn)SW 焊樣品的拉伸強(qiáng)度和伸長率分別降低為230 MPa和5%，強(qiáng)度約為母材的72%；TIG焊樣品的拉伸強(qiáng)度和伸長率分別降低為170 MPa和 7%，強(qiáng)度約為母材的 53%。沿平行于焊接方向，F(xiàn)SW的強(qiáng)度降低到210 MPa，但是塑性變形能力沒有降低，伸長率為15%。

圖4所示為2219T87鋁合金原始母材和FSW后的顯微組織。母材為板條狀組織(見圖4(a))，晶粒細(xì)長且粗大(寬約25 μm)，在母材晶界和晶內(nèi)存在大量強(qiáng)化相(見圖4(b))。FSW后，焊核區(qū)(見圖4(c))受到焊接熱循環(huán)及攪拌雙重作用，組織形態(tài)發(fā)生明顯變化，晶粒由板條狀組織轉(zhuǎn)變?yōu)榈容S再結(jié)晶組織(見圖 4(d))，焊核區(qū)晶粒尺寸均勻且細(xì)小(約為10 μm)。此外，在焊接熱循環(huán)和機(jī)械攪拌的梯度作用下，焊縫區(qū)內(nèi)細(xì)小沉淀相發(fā)生不同程度的再次固溶、析出和長大過程，當(dāng)θ(Al2Cu)過渡相長大到一定尺寸時，與基體α(Al)相的共格關(guān)系被破壞，形成無共格的θ相，θ相的形成、聚集和長大程度的不同將導(dǎo)致焊縫各區(qū)域性能不同[13]。

圖4 2219T87鋁合金母材和FSW接頭的顯微組織Fig. 4 Microstructures of 2219T87 aluminum alloy and FSW joints: (a) Optical micrograph of parent metal; (b) SEM image of patent metal; (c) Optical micrograph of nucleation zone (NZ); (d) Optical micrograph of NZ and heat affected zone (HAZ)

圖5 2219T87鋁合金TIG接頭的組織顯微Fig. 5 Microstructures of 2219T87 aluminum alloy TIG welded joints: (a) Optical micrograph of parent metal; (b) Optical micrograph at edge of weld zone; (c) Optical micrograph of weld joint zone; (d) SEM image of weld zone

圖5所示為2219T87鋁合金TIG焊后不同區(qū)域的組織形貌。TIG焊包含3種特征組織區(qū)，分別為焊縫區(qū)、融合區(qū)和熱影響區(qū)，如圖5(b)所示。母材為板條狀組織，晶粒沿軋制方向較長 (見圖5(a))。焊縫組織以α(Al)固溶體為基體，在基體內(nèi)分布著許多顆粒較小的θ(Al2Cu)相，起到強(qiáng)化基體的作用[14]。融合區(qū)的顯微組織為柱狀晶，且沿垂直于融合線向焊縫中心擴(kuò)展(見圖5(b))，這是由于在焊接過程中焊縫金屬凝固時，晶體首先在與母材相接的融化邊界處連續(xù)長大。焊縫中心晶體形態(tài)為等軸晶，晶粒尺寸約為100 μm(見圖5(c))。TIG接頭焊接區(qū)存在許多氣孔(見圖5(d))，這些氣孔的存在不僅降低焊縫的有效承載能力而且容易形成應(yīng)力集中，使得焊縫的強(qiáng)度和韌度降低。

2.2 2219T87鋁合金的室溫蠕變規(guī)律與性能

2.2.1 原始態(tài)試樣的蠕變曲線

圖6所示為2219T87鋁合金經(jīng)300 h、實驗應(yīng)力分別為200和300 MPa蠕變的實驗數(shù)據(jù)、擬合曲線以及擬合結(jié)果，圖中擬合曲線是通過公式ε=ε0+αln(βt+1)對實驗數(shù)據(jù)點進(jìn)行擬合得到，擬合曲線與采集數(shù)據(jù)點吻合較好。實驗數(shù)據(jù)顯示，2219T87鋁合金的常溫蠕變行為具有典型的常溫蠕變曲線特征。300 h內(nèi)，蠕變開始的短時間內(nèi)發(fā)生的變形量占整個變形量的絕大部分，決定了整個蠕變的趨勢。常溫蠕變的最初蠕變速率較大，隨著蠕變進(jìn)行，蠕變速率急劇降低。隨著應(yīng)力水平提高，試樣蠕變量增加，200和300 MPa拉應(yīng)力下，300 h蠕變量分別為0.368%和0.634%。相同應(yīng)力水平下，壓縮蠕變量比拉伸蠕變量低。在200和300 MPa壓應(yīng)力下，300 h蠕變量分別為0.328%和0.558%。

2.2.2 FSW試樣的蠕變

圖7所示為垂直焊縫和平行焊縫方向FSW試樣經(jīng)300 h、實驗應(yīng)力分別為100和200 MPa時的蠕變實驗數(shù)據(jù)、擬合曲線以及擬合結(jié)果。由圖7可見，擬合曲線與數(shù)據(jù)點吻合較好。無論是組織均勻的平行焊縫試樣還是組織不均勻的垂直焊縫試樣，其蠕變曲線都具有典型常溫蠕變曲線的對數(shù)變化規(guī)律。平行焊縫試樣在100 MPa時的蠕變現(xiàn)象并不明顯，曲線變化相對平直，300 h蠕變量為0.163%；應(yīng)力提高到200 MPa時，蠕變量為0.354%。垂直焊縫試樣在壓力為200 MPa時蠕變量較平行焊縫試樣明顯增大，達(dá)到0.625%。

2.2.3 TIG試樣的蠕變曲線

圖6 不同載荷下2219T87鋁合金的蠕變曲線及其擬合曲線Fig. 6 Creep curves and fitting curves of 2219T87 aluminum alloy under different loads: (a) Tensile stress of 200 MPa; (b) Tensile stress of 300 MPa; (c) Compressive stress of 200 MPa; (d) Compressive stress of 300 MPa

圖8 2219T87鋁合金TIG焊接頭的蠕變曲線及其擬合曲線Fig. 8 Creep curves and fitting curves of 2219T87 aluminum alloy TIG welded joints: (a) Vertical to weld direction at 100 MPa; (b) Vertical to weld direction at 150 MPa

圖8所示為TIG焊垂直焊縫方向試樣經(jīng)300 h、應(yīng)力分別為100和150 MPa蠕變實驗數(shù)據(jù)、擬合曲線及擬合結(jié)果。由圖8可見知，擬合曲線與數(shù)據(jù)點吻合較好，蠕變曲線同樣具有典型常溫蠕變曲線的對數(shù)變化規(guī)律。經(jīng)300 h蠕變后，應(yīng)力為100 MPa時試樣品蠕變量為0.242%，應(yīng)力提高到150 MPa蠕變量可達(dá)0.420%。從圖6~8可見，母材、FSW和TIG焊試樣的常溫蠕變特征，都符合典型常溫蠕變曲線分為兩個階段的規(guī)律。第一階段蠕變速率較大，幾乎與時間呈正比關(guān)系增加，主要是由瞬間加載完成后彈性后效引起的滯彈性蠕變；第二階段蠕變則相對緩慢，滯彈性變形結(jié)束，發(fā)生塑性變形才表現(xiàn)出來，占居主導(dǎo)地位。

2.2.4 蠕變后力學(xué)性能測試

圖9所示為經(jīng)200 MPa、300 h蠕變后2219T87鋁合金試樣與原始樣的力學(xué)性能曲線。結(jié)果顯示，長時間蠕變后，試樣的強(qiáng)度略有增加，伸長率明顯下降。其原因是鋁合金蠕變過程中產(chǎn)生少量塑性變形時，造成大量位錯纏結(jié)在一起，最終形成包狀位錯組織，包壁位錯密度高，包內(nèi)位錯密度低。研究認(rèn)為[15]形成位錯包導(dǎo)致第二相組織分布不均勻，提高了合金屈服強(qiáng)度，降低了塑性。

圖10所示為FSW平行焊縫試樣和垂直焊縫試樣蠕變前后的力學(xué)性能曲線。測試結(jié)果顯示，蠕變后試

圖9 蠕變前后2219T87鋁合金的應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖10 蠕變前后FSW接頭的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig. 10 Stress-strain curves of FSW joints before and after creep tests: (a) Parallel to weld direction; (b) Vertical to weld direction

Fig. 9 Stress-strain curves of 2219T87 aluminum alloy before and after creep tests樣的斷裂強(qiáng)度都略有增加，伸長率有不同程度的降低。FSW的熱機(jī)影響區(qū)受到攪拌針的攪拌破碎作用較小，在熱循環(huán)的作用下發(fā)生晶內(nèi)析出相偏聚長大，晶內(nèi)強(qiáng)化作用減弱，且熱機(jī)影響區(qū)沿晶界分布的析出相造成晶界處發(fā)生應(yīng)力集中，致使晶界弱化力學(xué)性能明顯下降[16]，所以，垂直焊縫試樣蠕變前的伸長率也明顯較低，如圖3所示。而蠕變后同樣因為位錯運動的作用其強(qiáng)度增加，伸長率降低。

2.3 2219T87鋁合金的蠕變特征分析與蠕變量預(yù)測

將擬合后所得參數(shù)代入蠕變計算公式，可用外推計算法推算此應(yīng)力狀態(tài)下更長時間的蠕變量。表2所列為在恒載應(yīng)力作用下 2219T87母材、FSW 和 TIG焊試樣在300和1×105h時的應(yīng)變量。研究發(fā)現(xiàn)，鋁合金母材恒載300 h所產(chǎn)生的應(yīng)變量已經(jīng)占1×105h應(yīng)變量的70%左右。這一現(xiàn)象符合普遍認(rèn)同的Alden常溫態(tài)蠕變理論機(jī)理[1]：金屬的塑性變形主要是由于金屬材料內(nèi)部的位錯運動而產(chǎn)生的。當(dāng)金屬材料加載到某一設(shè)定值并保持恒定載荷時，產(chǎn)生了一定量的可動位錯，這些可動位錯在恒載開始時發(fā)生滑移，材料由此出現(xiàn)變形。但隨著時間的延長，可動位錯滑移遇到阻礙轉(zhuǎn)變?yōu)椴粍游诲e，可動位錯數(shù)量越來越少，即出現(xiàn)材料蠕變變形量和變形速度隨時間延長而減小的現(xiàn)象。此外，相同應(yīng)力條件下壓縮狀態(tài)比拉伸狀態(tài)的蠕變量小，這是因為相同應(yīng)力狀態(tài)下壓縮蠕變的位錯塞積更快，因此蠕變速率較低，蠕變量較小。外推擬合計算顯示，材料在屈服強(qiáng)度內(nèi)使用，其1×105h變形量不超過 1%。實驗結(jié)果表明，焊接導(dǎo)致材料的抗蠕變能力降低。在200 MPa應(yīng)力水平時，實驗測得母材300 h實測變形量為0.368%，F(xiàn)SW試樣(垂直焊縫方向)的蠕變量為0.625%；而TIG焊接試樣在150 MPa時蠕變量為0.420%，超過母材的蠕變量。同時，研究發(fā)現(xiàn)，試樣蠕變行為與焊縫位向密切相關(guān)。對于FSW試樣，當(dāng)焊縫方向與試樣平行時，200 MPa下試樣300 h后蠕變量為0.354%，比母材蠕變量略低。對于平行焊縫試樣，試樣主承載受力區(qū)組織均勻，如圖2(b)所示，呈晶粒細(xì)小、屈服強(qiáng)度高的焊核區(qū)顯微組織特征。對于FSW試樣，相對1×105h而言，平行焊縫試樣300 h蠕變量已占85%，而垂直焊縫試樣300 h蠕變量只占65%，說明垂直焊縫試樣在300 h后蠕變現(xiàn)象依然明顯，材料抗蠕變能較差。這是因為垂直焊縫試樣包含熱影響區(qū)，F(xiàn)SW的熱影響區(qū)強(qiáng)度和硬度比母材和焊核區(qū)的低[17]，所以，在蠕變過程中容易產(chǎn)生塑性變形，使材料抗蠕變能力降低。

表2 外推法計算所得不同材料的1×105 h蠕變量Table 2 1×105 h creep values of different materials calculated by extrapolation method

3 結(jié)論

1) 2219T87鋁合金及其焊接材料具有典型常溫蠕變特征，符合常規(guī)對數(shù)變化規(guī)律，相同應(yīng)力下壓縮蠕變的蠕變量比拉伸蠕變的小。外推擬合計算顯示，材料在屈服強(qiáng)度內(nèi)使用，其1×105h變形量不超過1%。

2) 焊接后的2219T87鋁合金強(qiáng)度降低，其抗蠕變能力降低，長時間恒載蠕變量增大。攪拌摩擦焊(FSW)接頭強(qiáng)度可達(dá)母材的72%左右，而TIG焊接頭強(qiáng)度只能達(dá)到母材的53%。

3) 相對于TIG焊，F(xiàn)SW焊接接頭的質(zhì)量更好(屈服強(qiáng)度更高)，其顯微組織均勻細(xì)小且沒有氣孔缺陷，因此，其抗蠕變性能更好。

4) 相同應(yīng)力水平下，2219T87鋁合金及其焊接態(tài)材料壓縮蠕變量比拉伸蠕變量小。2219T87鋁合金及其焊接態(tài)材料經(jīng)過長時間蠕變后，屈服強(qiáng)度略有增加，斷后伸長率明顯下降。

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