李小霞 黃 亮 李建軍 王澤宇

1.華中科技大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院,武漢，4300742.華中科技大學(xué)材料成形與模具技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢,430074

攪拌摩擦焊和熱處理復(fù)合工藝對2219鋁合金組織性能的影響

李小霞1，2黃 亮1，2李建軍1，2王澤宇1，2

1.華中科技大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院,武漢，4300742.華中科技大學(xué)材料成形與模具技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢,430074

研究了不同時(shí)效溫度和時(shí)間對2219鋁合金組織性能的影響，對比了攪拌摩擦焊-固溶-時(shí)效、固溶-攪拌摩擦焊-時(shí)效、固溶-時(shí)效-攪拌摩擦焊這三種復(fù)合工藝所得2219鋁合金的力學(xué)性能。結(jié)果表明，2219鋁合金最佳時(shí)效工藝是180℃/6h，其抗拉強(qiáng)度為386MPa，斷后延伸率為24.8%，該工藝所得微觀組織中晶界上沒有位錯(cuò)和第二相粒子，晶內(nèi)彌散著細(xì)小的θ″相。最佳復(fù)合工藝方案為攪拌摩擦焊-固溶-時(shí)效，所得2219鋁合金抗拉強(qiáng)度為380MPa，斷后延伸率為15.4%。該工藝所得焊縫組織晶粒異常長大，薄弱區(qū)為熱影響區(qū)，單向拉伸所得斷口的韌窩較大較深，底部存在著第二相粒子。

2219鋁合金；熱處理；攪拌摩擦焊；組織性能；析出相

0 引言

近年來，我國航天運(yùn)載火箭的運(yùn)載能力逐漸提升，而決定火箭運(yùn)載能力的重要因素之一就是火箭芯級直徑。火箭芯級直徑越大，則燃料貯箱容量越大，能裝載的推進(jìn)劑燃料越多，可提供的起飛推力越大，從而火箭的運(yùn)載能力也就越強(qiáng)[1-2]。從“長征一號”到“長征七號”、“長征五號”以及未來的“長征九號”，火箭芯級直徑從2.25 m逐步發(fā)展成3.35 m、5 m以及未來的10 m[3-4],因此，對運(yùn)載火箭芯級結(jié)構(gòu)件的制造工藝也提出了越來越高的要求。制造運(yùn)載火箭燃料貯箱采用的材料主要是2219鋁合金，是一種Al-Cu-Mn系可熱處理強(qiáng)化的鋁合金，具有良好的高低溫力學(xué)性能、斷裂韌性、可成形性能、機(jī)械加工性能以及焊接性能，可以滿足運(yùn)載火箭貯箱對原材料的性能要求[5-8]。貯箱箱底采用的是瓜瓣和頂蓋的橢球形組合結(jié)構(gòu)，必須通過復(fù)雜的材料熱處理、冷沖壓成形和攪拌摩擦焊(FSW)工藝復(fù)合加工制造而成，導(dǎo)致最終的材料力學(xué)性能難以控制，必須深入研究在不同加工工藝條件下材料宏觀成形和微觀組織演變的科學(xué)規(guī)律。其中，材料熱處理、攪拌摩擦焊工藝對貯箱結(jié)構(gòu)件的力學(xué)性能起著重要的作用，因此，必須深入研究攪拌摩擦焊工藝和熱處理復(fù)合工藝對2219鋁合金組織和性能的影響。

國內(nèi)外學(xué)者對2219鋁合金材料熱處理和攪拌摩擦焊工藝進(jìn)行了大量研究，師春生等[9]、趙乃勤等[10]研究了不同的固溶溫度和時(shí)間、淬火轉(zhuǎn)移時(shí)間、時(shí)效溫度和時(shí)間對2219鋁合金力學(xué)性能的影響。陳迎春等[11]對2219-O鋁合金進(jìn)行了攪拌摩擦焊工藝研究，發(fā)現(xiàn)在轉(zhuǎn)速為800 r/min、焊接速度為200～400 mm/min時(shí)，接頭抗拉強(qiáng)度與母材相同。王春炎等[12]對2219-T87鋁合金進(jìn)行了攪拌摩擦焊工藝研究，所得接頭的室溫拉伸強(qiáng)度至少可達(dá)母材的70%。陳華斌等[13]在對2219鋁合金板料進(jìn)行攪拌摩擦焊工藝研究時(shí)，發(fā)現(xiàn)FSW缺陷區(qū)域存在著無定形的Al2O3顆粒，Al2O3顆粒影響了FSW焊接接頭的力學(xué)性能。羅傳紅等[14]對2219-T6鋁合金進(jìn)行了攪拌摩擦焊工藝研究，所得接頭室溫拉伸強(qiáng)度可達(dá)母材的75%左右，且通過焊后固溶時(shí)效及再結(jié)晶的熱處理工藝可以改善焊接接頭性能。杜波等[15]對2219鋁合金與2A16鋁合金的異種金屬固相焊接進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)在焊縫的熱機(jī)影響區(qū)和熱影響區(qū)均出現(xiàn)了硬度減小的現(xiàn)象，同時(shí)也成為單拉試驗(yàn)中最先出現(xiàn)裂紋的區(qū)域?？蹬e等[16]對2219-T8鋁合金攪拌摩擦焊接頭薄弱區(qū)進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)2219-T8鋁合金FSW接頭的薄弱區(qū)為熱機(jī)影響區(qū)(thermo mechanically affected zone,TMAZ)的原因在于TMAZ區(qū)域上下變形不對稱、硬度最小，故容易萌生裂紋。以上研究都是單獨(dú)研究熱處理或FSW工藝對2219鋁合金的組織性能影響，并沒有研究FSW和熱處理復(fù)合工藝對2219鋁合金組織性能的影響規(guī)律。然而在實(shí)際生產(chǎn)中，熱處理和FSW作為貯箱制造工藝中的兩道重要加工工藝，工藝間的復(fù)合作用對2219鋁合金的組織和性能有著非常重要的影響，探索其中影響規(guī)律對調(diào)控運(yùn)載火箭貯箱的力學(xué)性能有著重要的意義。

本文首先研究不同時(shí)效溫度和時(shí)間對2219鋁合金力學(xué)性能的影響，并獲得較佳的2219鋁合金時(shí)效熱處理制度。然后對比FSW-固溶淬火-時(shí)效、固溶淬火-FSW-時(shí)效、固溶淬火-時(shí)效-FSW三種復(fù)合加工工藝所得到的2219鋁合金的力學(xué)性能，并獲得較佳的2219鋁合金復(fù)合加工工藝。最后闡明不同復(fù)合加工工藝對2219鋁合金微觀組織的影響，深入揭示攪拌摩擦焊工藝和熱處理復(fù)合工藝對2219鋁合金組織和性能的影響規(guī)律。

1 實(shí)驗(yàn)材料

實(shí)驗(yàn)所用材料為2219鋁合金軋制板材，厚度為2 mm。表1所示為2219鋁合金板材的化學(xué)成分。圖1為2219鋁合金板材的金相組織圖。從圖1可以看出，原始板材組織的晶粒大小相近，沿著軋制方向稍微有所拉長，長度為40～80 μm，寬度為30～60 μm。對2219鋁合金原始板材進(jìn)行單向拉伸力學(xué)性能測試，可得到其抗拉強(qiáng)度為151 MPa，斷后延伸率為34%。

表1 2219鋁合金化學(xué)成分

圖1 2219鋁合金板材金相組織示意圖Fig.1 Metallographic structure of 2219 aluminum alloy

2 實(shí)驗(yàn)方法

2.1 單向拉伸試驗(yàn)

單向拉伸試驗(yàn)采用的設(shè)備為AG-100KN材料高溫持久性能試驗(yàn)機(jī)。根據(jù)國家標(biāo)準(zhǔn)GB/T 228-2002，單向拉伸試樣采用線切割設(shè)備將板料沿軋制方向切割得到，其形狀和尺寸見圖2。在單向拉伸試驗(yàn)中，試樣拉伸速度為1 mm/min，標(biāo)距為15 mm，拉伸溫度為室溫，拉伸過程持續(xù)到試樣發(fā)生斷裂為止。當(dāng)試樣表面、加工面粗糙度較大時(shí)，需要用砂紙打磨平整，以避免拉伸過程中出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，進(jìn)而導(dǎo)致測量數(shù)據(jù)的不準(zhǔn)確。若拉伸試樣剛出現(xiàn)開裂拉伸過程便結(jié)束，或試樣斷裂在標(biāo)距外，那么所測量的數(shù)據(jù)應(yīng)當(dāng)舍棄。每組試驗(yàn)數(shù)據(jù)結(jié)果取2～3個(gè)合格試樣測試結(jié)果的平均值為最終測試結(jié)果。

(a)常規(guī)熱處理試樣

(b)FSW后試樣圖2 2219鋁合金單向拉伸試樣Fig.2 Uniaxial tension samples of 2219 aluminum alloy

2.2 熱處理實(shí)驗(yàn)

熱處理所采用的設(shè)備是KBF11Q氣氛箱式爐，最高加熱溫度為1100 ℃，爐內(nèi)溫度差為±6 ℃。圖3所示為2219鋁合金熱處理工藝曲線。由圖3可以看出，加熱階段分為快速加熱階段和緩慢加熱階段。快速加熱的速率為20 ℃/min，緩慢加熱的速率為1 ℃/min，其目的是防止?fàn)t內(nèi)溫度超過目標(biāo)溫度而導(dǎo)致結(jié)果不準(zhǔn)確。固溶淬火工藝是將原始試樣加熱到535 ℃后保溫40 min，并在室溫水中淬火5 min，淬火轉(zhuǎn)移時(shí)間小于10 s。以保溫溫度分別為100 ℃、120 ℃、140 ℃、160 ℃、180 ℃和200 ℃,保溫時(shí)間分別為2 h、4 h、6 h和8 h的所有組合共24組時(shí)效參數(shù)進(jìn)行人工時(shí)效，最后在空氣中自然冷卻。

圖3 2219鋁合金熱處理工藝Fig.3 Heat treatment process of 2219 aluminum alloy

2.3 攪拌摩擦焊實(shí)驗(yàn)

2219鋁合金板材的攪拌摩擦焊是由上海航天設(shè)備制造總廠的專業(yè)焊接技師操作，焊接設(shè)備為HT-JM16×80/2。FSW是通過專用的攪拌針在板料接頭處快速轉(zhuǎn)動產(chǎn)生強(qiáng)烈的攪拌與摩擦，使得板料連接區(qū)域發(fā)生劇烈的塑性變形而實(shí)現(xiàn)固相連接，如圖4所示。焊接過程中，其焊接方向垂直于板料的軋制方向，焊接工藝參數(shù)見表2。

圖4 FSW焊接示意圖Fig.4 Schematic for FSW

表2 2219鋁合金FSW焊接工藝Tab.2 FSW process of 2219 aluminum alloy

2.4 微觀組織觀測

透射電鏡(transmission electron microscope, TEM)組織觀察設(shè)備為場發(fā)射透射電鏡Tecnai G2 F30，加速電壓為300 kV，用于觀察晶內(nèi)晶界中位錯(cuò)和析出相的大小、形貌和分布。掃描電鏡(scanning electron microscope, SEM)斷口形貌觀察設(shè)備為場發(fā)射掃描電子顯微鏡JSM-7600F，用于觀察拉伸斷口形貌、大小和分布。金相顯微鏡金相組織觀察設(shè)備為VHX-1000C，腐蝕液為Keller試劑，用于觀察晶粒的尺寸、大小和分布。

3 結(jié)果與討論

3.1 時(shí)效處理對2219鋁合金組織性能的影響

時(shí)效強(qiáng)化是可熱處理強(qiáng)化鋁合金中非常重要的一種強(qiáng)化手段，其原理為析出第二相粒子阻礙位錯(cuò)的運(yùn)動，從而提高鋁合金的強(qiáng)度[17]。析出相的形貌、尺寸和數(shù)量對鋁合金的微觀組織和力學(xué)性能起著決定性作用，故必須研究不同時(shí)效溫度和時(shí)間對2219鋁合金組織性能的影響，從而得到較佳的時(shí)效工藝。

2219鋁合金經(jīng)過固溶淬火后得到過飽和態(tài)的2219鋁合金，然后在不同溫度和時(shí)間下進(jìn)行時(shí)效，得到的抗拉強(qiáng)度和斷后延伸率隨溫度和時(shí)間的變化規(guī)律如圖5所示。由圖5a可以看出，2219鋁合金抗拉強(qiáng)度隨著時(shí)效溫度的升高先增大到峰值后再減小，其峰值狀態(tài)的溫度為180 ℃；隨著時(shí)效時(shí)間的增加先增大到峰值后再減小，其峰值狀態(tài)的時(shí)效時(shí)間為6 h。由此可知，2219鋁合金的抗拉強(qiáng)度在時(shí)效工藝為180 ℃/6 h時(shí)達(dá)到最優(yōu)，其值為386 MPa。由圖5b可以看出，2219鋁合金斷后延伸率隨著時(shí)效時(shí)間的增加先增大到峰值后再減小，其峰值狀態(tài)的時(shí)間為6 h；隨著時(shí)效溫度的升高先增大到峰值后再減小。在時(shí)效時(shí)間為2 h、4 h、6 h時(shí)，其峰值狀態(tài)的溫度為140 ℃；在時(shí)效時(shí)間為8 h時(shí)，其峰值狀態(tài)的溫度為120 ℃。由此，2219鋁合金的斷后延伸率在時(shí)效工藝為140 ℃/6 h時(shí)達(dá)到最優(yōu)，其值為37%。

(a)抗拉強(qiáng)度

(b)延伸率圖5 2219鋁合金力學(xué)性能隨著時(shí)效參數(shù)的變化規(guī)律Fig.5 Changes of mechanical properties with the parameters of aging

實(shí)際應(yīng)用中，航空航天飛行器結(jié)構(gòu)的每一克質(zhì)量都會影響其性能，減小質(zhì)量能增加飛行器的航程，降低經(jīng)濟(jì)成本，從而提高飛行器的性能。由于減小結(jié)構(gòu)質(zhì)量最重要的方法之一是提高抗拉強(qiáng)度，2219鋁合金作為航天火箭貯箱結(jié)構(gòu)材料，對其進(jìn)行形變熱處理的過程中要在盡可能提高抗拉強(qiáng)度的同時(shí)保證材料處于合理的塑性范圍[18]。通過對比兩種時(shí)效工藝(180 ℃/6 h和140 ℃/6 h)下的力學(xué)性能可知，前者所得2219鋁合金抗拉強(qiáng)度更高，同時(shí)也滿足貯箱結(jié)構(gòu)材料的塑性要求，所以該實(shí)驗(yàn)中2219鋁合金最佳時(shí)效工藝為180 ℃/6 h。

2219鋁合金在不同熱處理工藝下的力學(xué)性能如表3所示。從表3可看出，2219鋁合金經(jīng)過固溶淬火后，抗拉強(qiáng)度為313 MPa，斷后延伸率為18.8%。固溶淬火后的2219鋁合金采用由圖5得到的最佳時(shí)效工藝后，抗拉強(qiáng)度增大了73 MPa，斷后延伸率增大了6%。不同熱處理狀態(tài)所得2219鋁合金的金相組織如圖6所示。

表3 2219鋁合金在不同熱處理狀態(tài)下的力學(xué)性能Tab.3 Mechanical properties of 2219 aluminum alloy under different heat treatment conditions

(a)固溶淬火態(tài)

(b)時(shí)效態(tài)圖6 不同熱處理狀態(tài)所得2219鋁合金金相組織觀測示意圖Fig.6 Metallography of 2219 aluminum alloy under different heat treatment conditions

由圖6a可以看出，2219鋁合金在固溶淬火后的組織晶粒部分長大到100 μm左右，也有少部分晶粒比較小，只有25 μm左右。由圖6b可以看出，2219鋁合金經(jīng)過時(shí)效工藝后的組織晶粒有所細(xì)化，長度為40～60 μm，同時(shí)存在著部分再結(jié)晶晶粒。對這兩種工藝的試樣微觀組織進(jìn)行觀察，分別得到2219鋁合金在固溶淬火后微觀組織的TEM觀測示意圖(圖7)，以及2219鋁合金在180 ℃/6 h時(shí)效工藝后的微觀組織TEM觀測示意圖(圖8)。由圖7可以看出，2219鋁合金在固溶淬火后的微觀組織中晶界周圍聚集著大量位錯(cuò)，晶內(nèi)存在位錯(cuò)胞但沒有第二相粒子。由圖8可以看出，2219鋁合金在180 ℃/6 h時(shí)效工藝后的微觀組織中晶界周圍幾乎沒有位錯(cuò)，且晶界上沒有第二相粒子，而晶內(nèi)彌散著大量第二相粒子。圖8b中的析出相為θ″相，形狀為多層圓盤狀，直徑為50～80 nm，厚度為5～20 nm[19]。綜上，時(shí)效熱處理工藝提高了2219鋁合金力學(xué)性能，時(shí)效過程不僅細(xì)化了晶粒組織，同時(shí)還析出了大量細(xì)小彌散的第二相粒子，且減小了固溶淬火后微觀組織中晶界晶內(nèi)周圍的位錯(cuò)密度。

(a)位錯(cuò)

(b)析出相圖7 2219鋁合金在固溶淬火處理后的微觀組織TEM觀測示意圖 Fig.7 TEM micrograph of 2219 aluminum alloy after solid-solution and quenching

(a)析出相分布

(b)析出相圖8 2219鋁合金在180℃/6h時(shí)效后的微觀組織TEM觀測示意圖Fig.8 TEM micrograph of 2219 aluminum alloy after aging at 180℃/6h

3.2 FSW和熱處理復(fù)合加工工藝對組織性能的影響

2219鋁合金經(jīng)過三種FSW和熱處理復(fù)合加工工藝處理后得到的力學(xué)性能，如表4所示。圖9所示為FSW工藝所得2219鋁合金焊縫區(qū)域分布及不同工藝下試樣斷口位置。

表4 2219鋁合金經(jīng)不同F(xiàn)SW與熱處理復(fù)合工藝處理后所得的力學(xué)性能Tab.4 Mechanical properties of 2219 aluminum alloy under different compound technologies of FSW and heat treatment

(a)焊縫區(qū)域

(b)試樣斷口位置圖9 FSW工藝所得2219鋁合金焊縫區(qū)域分布及不同工藝下試樣斷口位置Fig.9 Joint region of 2219 aluminum alloy under FSW

第一種工藝方案為FSW-固溶淬火-時(shí)效，所得2219鋁合金抗拉強(qiáng)度為380 MPa，斷后延伸率為15.8%，由圖9可以看出，該工藝所得2219鋁合金在單向拉伸過程中試樣的斷裂位置在前進(jìn)側(cè)熱影響區(qū)。第二種工藝方案為固溶淬火-FSW-時(shí)效，所得2219鋁合金抗拉強(qiáng)度為314 MPa，斷后延伸率為4.7%，斷裂位置在焊核區(qū)。第三種工藝方案為固溶淬火-時(shí)效-FSW，所得的2219鋁合金抗拉強(qiáng)度為300 MPa，斷后延伸率為15.4%，斷裂位置在焊核區(qū)。對比三種復(fù)合加工工藝所得到的抗拉強(qiáng)度發(fā)現(xiàn)，第一種工藝所得到的抗拉強(qiáng)度相對于第二、第三種工藝分別增大了66 MPa和80 MPa，且第二種工藝與第三種工藝所得到的抗拉強(qiáng)度相差14 MPa。對比三種復(fù)合加工工藝所得到的斷后延伸率發(fā)現(xiàn)，第一種工藝與第三種工藝所得的斷后延伸率差別較小，但第二種工藝所得的斷后延伸率不及其他兩種工藝所得的30%。綜上，F(xiàn)SW-固溶淬火-時(shí)效復(fù)合加工工藝所得到的2219鋁合金抗拉強(qiáng)度最大，塑性良好。

對三種復(fù)合工藝所得焊縫組織進(jìn)行金相組織觀察以及硬度分布測試，2219鋁合金在不同復(fù)合加工工藝處理后所得金相組織如圖10所示，2219鋁合金在不同復(fù)合加工工藝處理后所得焊縫組織硬度分布如圖11所示。由圖10a、圖10b可知，第一種工藝所得焊縫組織中焊核區(qū)晶粒組織發(fā)生了異常長大，且熱影響區(qū)的晶粒又大于焊核區(qū)晶粒。根據(jù)圖11所示的焊縫組織硬度分布曲線可知，從母材到熱影響區(qū)再到焊核區(qū)，硬度先減小再增大。母材硬度值最大而熱影響區(qū)硬度值最小，該工藝所得2219鋁合金焊縫薄弱區(qū)在熱影響區(qū)，故單向拉伸斷口位置在熱影響區(qū)。由圖10c、圖10d可知，第二種工藝所得2219鋁合金的焊核區(qū)晶粒為細(xì)小的等軸晶，中間存在長條裂縫，熱影響區(qū)晶粒明顯長大。由圖11可以看出，從母材到熱影響區(qū)再到焊核區(qū)，所得硬度趨勢為單調(diào)遞減。母材硬度值最大而焊核區(qū)硬度值最小，該工藝所得2219鋁合金焊縫薄弱區(qū)在焊核區(qū)，故單向拉伸斷口位置在焊核區(qū)。從圖10e、圖10f可知，第三種工藝所得2219鋁合金的焊縫組織晶粒為細(xì)小的等軸晶，熱影響區(qū)晶粒明顯長大。同理，由圖11可以看出，從母材到熱影響區(qū)再到焊核區(qū)，所得硬度趨勢為單調(diào)遞減。母材硬度值最大、焊核區(qū)硬度值最小，該工藝所得2219鋁合金焊縫薄弱區(qū)也在焊核區(qū)，故單向拉伸斷口位置也在焊核區(qū)。對比三種工藝所得焊縫薄弱區(qū)硬度值H可知，H1>H2>H3(下標(biāo)1、2、3分別指第一種工藝、第二種工藝、第三種工藝)，故對于材料的抗拉強(qiáng)度σ而言,σ1>σ2>σ3。而第二種工藝焊核區(qū)中間存在長條裂縫，所以第二種工藝的塑韌性最差。

(a)FSW-固溶淬火-時(shí)效工藝過渡區(qū) (b)FSW-固溶淬火-時(shí)效工藝焊縫區(qū) (c)固溶淬火-FSW-時(shí)效工藝過渡區(qū)

圖11 不同復(fù)合工藝所得2219鋁合金焊縫組織硬度分布Fig.11 Microhardness distribution of 2219 aluminum alloy under different compound technologies

(a)FSW-固溶淬火-時(shí)效

(b)固溶淬火-FSW-時(shí)效

(c)固溶淬火-時(shí)效-FSW圖12 2219鋁合金在不同復(fù)合加工工藝處理后單向拉伸試樣的斷口形貌Fig.12 Fracture morphology of 2219 aluminum alloy under different compound technologies

圖12為不同復(fù)合工藝所得2219鋁合金試樣經(jīng)過單向拉伸所得到的斷口形貌圖，其中,圖12a、圖12b、圖12c對應(yīng)所屬的復(fù)合加工工藝分別為FSW-固溶淬火-時(shí)效、固溶淬火-FSW-時(shí)效、固溶淬火-時(shí)效-FSW。對比三種工藝所得的韌窩尺寸可知，第一、三種工藝所得到的韌窩尺寸比較相近，與第二種工藝所得韌窩組織相比，這兩種工藝所得韌窩更大、更深，故塑性、韌性較好；而第二種工藝處理得到的韌窩尺寸相對較小且深度較淺，故斷后延伸率較低。在不同熱處理狀態(tài)所得2219鋁合金力學(xué)性能對比表3中發(fā)現(xiàn)，固溶淬火后的2219鋁合金塑韌性最差，所以進(jìn)行攪拌摩擦焊的過程中流變量最小，焊接性能變差；低溫時(shí)效并沒有明顯地改變焊縫組織晶粒，所以該工藝所得材料斷后延伸率最小，塑韌性最差。第一種工藝中固溶時(shí)效處理使得焊縫晶粒異常長大，從而改善了材料的塑韌性，所以該工藝所得材料斷后延伸率最大，塑韌性最好。對比三種工藝所得的韌窩底部第二相可知，第二、三種工藝所得斷口形貌的韌窩底部并未發(fā)現(xiàn)第二相粒子，所以FSW影響了時(shí)效強(qiáng)化的效果，從而導(dǎo)致這兩種工藝所得抗拉強(qiáng)度與圖8b時(shí)效工藝相比減小了60～80 MPa。但第一種工藝所得斷口形貌的韌窩底部存在著第二相粒子，直徑約為1 μm、厚度約為300 nm，因此FSW并沒有影響時(shí)效強(qiáng)化的效果，故該復(fù)合工藝所得到抗拉強(qiáng)度與圖8b時(shí)效工藝所得抗拉強(qiáng)度相差無幾。由于FSW本質(zhì)上是一種高溫的塑性變形，故在高溫作用下，焊縫熱影響區(qū)微觀組織析出相比母材析出相的面積更大，進(jìn)而導(dǎo)致斷后延伸率降低了9%。

4 結(jié)論

(1)2219鋁合金抗拉強(qiáng)度和斷后延伸率隨著時(shí)效溫度的升高先增大后減小，也隨著時(shí)效時(shí)間的增加先增大后減小，并獲得較佳的時(shí)效熱處理制度為180 ℃/6 h，其抗拉強(qiáng)度為386 MPa，斷后延伸率為24.8%。2219鋁合金在180 ℃/6 h時(shí)效后的微觀組織中晶界周圍沒有位錯(cuò)和析出相，但晶內(nèi)彌散著大量直徑為50～80 nm、厚度為5～20 nm的θ″相。

(2)通過實(shí)驗(yàn)對比了FSW-固溶淬火-時(shí)效、固溶淬火-FSW-時(shí)效、固溶淬火-時(shí)效-FSW三種復(fù)合加工工藝所得2219鋁合金的力學(xué)性能，得到較佳的復(fù)合加工工藝為FSW-固溶淬火-時(shí)效。經(jīng)該復(fù)合工藝作用后的2219鋁合金抗拉強(qiáng)度為380 MPa，斷后延伸率為15.4%，所得焊縫組織晶粒異常長大，薄弱區(qū)為熱影響區(qū)，且單向拉伸斷口的韌窩較大較深，韌窩底部彌散著直徑約為1 μm、厚度約為300 nm第二相粒子。

[1] 李湘寧, 劉宇. 重型運(yùn)載火箭動力系統(tǒng)分析[J]. 航空動力學(xué)報(bào),2010,25(1):180-186.

LI Xiangning, LIU Yu. Basic Parameters Analysis of First Stage Engine System for Heavy Lift Vehicle[J]. Journal of Aerospace Power,2010,25(1):180-186.

[2] 劉文芝, 張春林, 張乃仁, 等. 固體火箭發(fā)動機(jī)推力向量控制系統(tǒng)動態(tài)性能分析[J]. 中國機(jī)械工程,2007,18(12):1404-1408.

LIU Wenzhi, ZHANG Chunlin, ZHANG Nairen, et al. Dynamic Characteristics Analysis of Solid Propellant Rocket Motor Thrust Vector Control System[J]. China Mechanical Engineering,2007,18(12):1404-1408.

[3] 佚名.神箭飛天——“長征”系列運(yùn)載火箭[J].軍事文摘,2016(22):16-19.

Anon. Flying Arrows—— “Long March” Series Launch Vehicle [J]. Military Dugest,2016(22):16-19.

[4] 佚名.回顧長征火箭輝煌歷史共啟中國航天創(chuàng)新篇章——我國長征系列運(yùn)載火箭實(shí)現(xiàn)200次發(fā)射[J]. 衛(wèi)星與網(wǎng)絡(luò),2014(12):38-40.

Anon. Magnificent History Review of the Long March Rocket Altogether and China Aerospace Innovation Chapter-China’s Long March Rockets Achieve 200 Launch[J]. Satellite & Network,2014(12):38-40.

[5] KAIBYSHEV R, SITDIKOV O, MAZURINA I, et al. Deformation Behavior of a 2219 Al Alloy[J]. Materials Science and Engineering: A,2002,334(1):104-113.

[6] NARAYANA G V, SHARMA V M J,DIWAKAR V, et al. Fracture Behaviour of Aluminium Alloy 2219-T87 Welded Plates[J]. Science and Technology of Welding & Joining,2004,9(2):121-130.

[7] KAIBYSHEV R, KAZAKULOV I, GROMOV D, et al. Superplasticity in a 2219 Aluminum Alloy[J]. Scripta Materialia,2001,44(10):2411-2417.

[8] NI Z, ZHAO H, MI P, et al. Microstructure and Mechanical Performances of Ultrasonic Spot Welded Al/Cu Joints with Al 2219 Alloy Particle Interlayer[J]. Materials & Design,2016,92:779-786.

[9] 師春生,張智峰,趙乃勤,等.確定提高2219鋁合金性能的變形熱處理?xiàng)l件的方法:中國,201310593472.8[P].2014-02-19.

SHI Chunsheng, ZHANG Zhifeng, SHI Naiqin, et al. The Method of Deformation and Heat Treatment to Improve the Performance of 2219 Aluminum: China, 201310593472.8[P]. 2014-02-19.

[10] 趙乃勤,劉燕,師春生,等.2219鋁合金的時(shí)效熱處理方法:中國,201310388626.X[P].2013-12-25.

ZHAO Naiqin, LIU Yan, SHI Chunsheng, et al. The Aging Heat Treatment Method of 2219 Aluminum: China, 201310388626.X[P]. 2013-12-25.

[11] 陳迎春, 劉會杰, 馮吉才. 2219-O鋁合金的攪拌摩擦焊接[J]. 焊接學(xué)報(bào),2006,27(1):65-68.

CHEN Yingchun, LIU Huijie, FENG Jicai. Friction Stir Welding of 2219-O Aluminum Alloy[J]. Transactions of the China Welding Institution,2006,27(1):65-68.

[12] 王春炎, 曲文卿, 姚君山, 等. 2219-T87 鋁合金攪拌摩擦焊接頭組織與力學(xué)性能[J]. 焊接學(xué)報(bào),2010,31(10):77-80.

WANG Chunyan, QU Wenqing, YAO Junshan, et al. Microstructures and Mechanical Properties of Friction Stir Welded 2219-T87 Aluminum Alloy Joints[J]. Transactions of the China Welding Institution,2010,31(10):77-80.

[13] 陳華斌, 王繼鋒, 鄭德根, 等. 2219 鋁合金攪拌摩擦焊接頭弱連接缺陷微觀表征及分析[C]//中國機(jī)械工程學(xué)會焊接學(xué)會第十八次全國焊接學(xué)術(shù)會議論文集——S05 機(jī)器人與自動化. 南昌，2013:2-5.

CHEN Huabin, WANG Jifeng, ZHEN Degen, et al. Micro Characteristic and Analysis of the Kiss Bonding Defects of the 2219 Aluminum Alloy in Friction Stir Weld[C]//The 18th National Conference on Welding of Chinese Mechanical Engineering Societiy-S05 Robotics and Automation.Nanchang,2013:2-5.

[14] 羅傳紅, 彭衛(wèi)平, 張建強(qiáng), 等. 焊后熱處理對 2219-T6 鋁合金攪拌摩擦焊接頭力學(xué)性能的影響[J]. 材料熱處理學(xué)報(bào),2015,36(3):35-39.

LUO Chuanhong, PENG Weiping, ZHANG Jianqiang, et al. Effect of Post Weld Heat Treatment on Mechanical Properties of Friction Stir Welded Joints for 2219-T6 Aluminum Alloy[J]. Transctions of Materials and Heat Treatment,2015,36(3):35-39.

[15] 杜波,孫轉(zhuǎn)平,楊新岐,等. 異種鋁合金摩擦塞補(bǔ)焊接頭微觀組織及性能[J].機(jī)械工程學(xué)報(bào),2017,53(4):43-48.

DU Bo, SUN Zhuanping, YANG Xinqi, et al. Microstructure and Mechanical Properties of Friction Plug Welding Joints for Dissimilar Aluminum Alloys [J]. Journal of Mechanical Engineering,2017,53(4):43-48.

[16] 康舉, 李吉超, 馮志操, 等. 2219-T8鋁合金攪拌摩擦焊接頭力學(xué)和應(yīng)力腐蝕性能薄弱區(qū)研究[J]. 金屬學(xué)報(bào),2016,52(1):60-70.

KANG Ju, LI Jichao, FENG Zhicao, et al. Investigation on Mechanical and Stress Corrosion Carcking Properties of Weakness Zone in Friction Stir Wellded 2219-T8 Al Alloy[J]. Acta Metallurgica Sinica,2016,52(1):60-70

[17] MOTT N F, NABARRO F R N. An Attempt to Estimate the Degree of Precipitation Hardening, with a Simple Model[J]. Proceedings of the Physical Society,1940,52(1):86.

[18] NARAYANA G V, SHARMA V M J, DIWAKAR V, et al. Fracture Behaviour of Aluminium Alloy 2219-T87 Welded Plates[J]. Science and Technology of Welding & Joining,2004,9(2):121-130.

[19] SON S K, TAKEDA M, MITOME M, et al. Precipitation Behavior of an Al-Cu Alloy during Isothermal Aging at Low Temperatures[J]. Materials Letters,2005,59(6):629-632.

EffectsofCompoundTechnologyofFSWandHeatTreatmentonMicrostructuresandPropertiesof2219AluminumAlloys

LI Xiaoxia1，2HUANG Liang1，2LI Jianjun1，2WANG Zeyu1，2

1.School of Materials Science and Engineering,Huazhong University of Science and Technology, Wuhan,430074 2.State Key Laboratory of Materials Processing and Die & Mould Technology,Huazhong University of Science and Technology,Wuhan,430074

The effects on microstructures and properties of 2219 aluminum alloys under different aging temperatures and time were investigated. According to the mechanics properties of 2219 aluminum alloys, three compound technologies were compared, including FSW-solid solution-aging, solid solution-FSW-aging and solid solution-aging-FSW. The results show that the tensile strength and elongation rate of the alloys are as 386 MPa and 24.8% respectively after aging at 180℃/6h. It is also found that the very fineθ″ precipitates appear inside the grains, no second phases and dislocation on grain boundaries. The best mechanics properties of 2219 aluminum alloys are achieved by the compound technology of FSW-solid solution-aging, the tensile strength and elongation rate of the alloys are as 380 MPa and 15.4% respectively. The abnormal growth of grains is found in the joints, and the heat affected zones in the FSW joints are the weak areas of mechanics property. It is also found that the dimples on tensile fracture are more lager and deeper, and second-phase particles appear at the bottom.

2219 aluminum alloy; heat treatment; friction stir welding(FSW); microstructure and property; precipitate

TG166.3；TG44

10.3969/j.issn.1004-132X.2017.23.016

2016-12-26

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51575206)；國家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃(973計(jì)劃)資助項(xiàng)目(2011CB012802)；中國航天科技集團(tuán)公司航天科技創(chuàng)新基金資助項(xiàng)目(CASC150704)；中央高校基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助項(xiàng)目(2016YXZD055)

(編輯胡佳慧)

李小霞，女，1992年生。華中科技大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院研究生。主要研究方向?yàn)殇X合金電磁成形技術(shù)。黃亮(通信作者)，男，1981年生。華中科技大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院副教授、博士。E-mail:huangliang@hust.edu.cn。李建軍，男，1964年生。華中科技大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院教授、博士研究生導(dǎo)師,材料成形與模具技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室主任。王澤宇，男，1994年生。華中科技大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院博士研究生。