祁志偉，楊夏煒，鄒陽帆，湯化偉,2，李文亞

(1.西北工業(yè)大學,凝固技術(shù)國家重點試驗室,西安,710072；2.上海航天設備制造總廠有限公司,上海,200245)

0 序言

2219 鋁合金屬于可熱處理強化的高強硬鋁合金，憑借其優(yōu)良的加工性能與耐腐蝕性能，廣泛應用于運載火箭推進器貯箱結(jié)構(gòu)等[1].常用于焊接2219 鋁合金的方法有電子束焊(electron beam welding，EBW)、激光焊(laser beam welding，LBW)、變極性鎢極氬弧(variable polarity tungsten inert gas，VPTIG)焊等[2-6]，但是以上熔焊的接頭強度僅能達到母材的50%～70%，且焊接接頭出現(xiàn)氣孔與裂紋的傾向性極高[7].攪拌摩擦焊(friction stir welding，F(xiàn)SW)憑借其突出的冶金優(yōu)勢，非常適合于鋁、鎂等低熔點輕金屬焊接，在航空、航天等領(lǐng)域鋁合金的焊接中得到了大量應用[8-9].但是由于攪拌摩擦焊過程中不均勻的受熱和冷卻，以及較大的焊接力，焊接接頭中存在較大的殘余拉應力，將極大地影響接頭的疲勞強度、耐腐蝕性能與裝配精度，因此如何降低鋁合金攪拌摩擦焊接頭殘余應力至關(guān)重要.

目前常用的降低殘余應力的方法主要分為兩類：一是時效法，包括自然時效(利用環(huán)境溫度與時間效應使應力釋放)與熱處理時效(加熱至退火溫度再可控降溫)[10-11]；二是機械變形法，如錘擊、振動、噴丸等[12-13].但熱處理方法耗時較長，容易造成焊件氧化、變形等；振動法無法對應力腐蝕構(gòu)件使用，其它方法如超聲沖擊、激光沖擊等方法改善殘余應力效果較好，但成本較高.

冷噴涂是將一定溫度與壓力的氣體(氮氣、氦氣等)在特殊設計的Laval 噴嘴內(nèi)加速至300～ 1 200 m/s后，將粉末顆粒在低溫高速的條件下以完全固態(tài)形式撞擊基體產(chǎn)生塑性變形而形成涂層或沉積體的一種技術(shù)，現(xiàn)已應用于各類功能涂層制備、表面修復等領(lǐng)域[14].前期研究表明，采用高壓高溫氣體將冷噴涂粉末顆粒沉積在基體上的過程中存在“熱流沖擊”以及“顆粒噴丸”兩種效應，課題組前期研究分析了兩種效應對降低2219 鋁合金VPTIG 焊接頭殘余應力的影響[15-16]，以及利用冷噴涂技術(shù)協(xié)同改善了3 mm 厚2024 鋁合金FSW 接頭強塑性[17-18].

為了進一步擴大冷噴涂技術(shù)的應用范圍，文中研究了冷噴涂技術(shù)對4 mm 厚2219 鋁合金攪拌摩擦焊接頭殘余應力與力學性能的影響.

1 試驗方法

試驗采用4 mm 厚2219 鋁合金板材，其化學成分見表1[15].采用對接方式進行FSW.焊接工藝參數(shù)：轉(zhuǎn)速600 r/min，焊接速度200 mm/min.攪拌頭尺寸：軸肩直徑18 mm，攪拌針直徑4.5 mm，攪拌針長度3.8 mm.焊前，對接頭待焊面用砂紙打磨，并用丙酮清洗；焊后，為了便于粘貼應變花，輕輕打磨兩側(cè)飛邊.

表1 2 219 鋁合金的化學成分(質(zhì)量分數(shù)，%)Table 1 Chemical compositions of 2 219 aluminum alloy

文獻[19]表明，攪拌摩擦焊接頭殘余應力以縱向應力為主,橫向應力相對很小.故文中只研究了縱向殘余應力，檢測焊態(tài)殘余應力后在焊縫及部分母材區(qū)域進行冷噴涂試驗，然后再檢測冷噴涂后2219 鋁合金FSW 接頭的殘余應力.采用盲孔法進行殘余應力檢測，其原理是在待測表面應變花中心打小孔，由于殘余應力的釋放導致三維應變重新分布，測量其應變釋放量，通過式(1)～式(7)便可計算出該點的殘余應力值[20].

式中：σ1，σ2為主應力；A，B為釋放系數(shù)；E為彈性模量；分別為3 個方向上應變花釋放的應變；μ為泊松比；R為孔直徑；a為孔半徑；r1，r2為應變花兩端到小孔的距離；γ為主應力σ1與X方向夾角；σx，σy為橫向、縱向殘余應力.

圖1 為FSW 接頭冷噴涂過程的示意圖.冷噴涂粉末采用15～45 μm 商用球形銅粉，平均粒徑為28.9 μm，噴涂方向垂直于焊縫，工藝參數(shù)如表2所示.冷噴涂路徑及殘余應力測量應變花擺放位置如圖2 所示.

圖1 接頭表面冷噴涂示意圖Fig.1 Schematic of cold spraying on FSW joint surface

表2 冷噴涂工藝參數(shù)Table 2 Cold spraying process parameters

圖2 冷噴涂路徑及殘余應力測量應變花位置示意圖(mm)Fig.2 Schematic of cold spraying path and layout of the rosettes for residual stress measurement

沿垂直于焊縫的方向切割制作接頭金相試樣，用砂紙進行打磨，隨后拋光，用Keller 試劑(2.5 mL HNO3+1.5 mL HCl+1 mL HF+95 mL H2O)腐蝕.在KEYENCE VHX-5000 型光學顯微鏡下觀察其組織形貌.用LM248AT 型維氏硬度計測量接頭硬度分布情況，加載載荷1.96 N，加載時間10 s.隨后沿垂直于焊縫方向切割拉伸試樣，采用Instron 3382 型電子萬能試驗機進行拉伸試驗，拉伸速率0.5 mm/min.

2 結(jié)果與分析

2.1 冷噴涂前后2219 鋁合金FSW 接頭組織形貌

圖3 為2219 鋁合金FSW 接頭焊態(tài)及冷噴涂后的接頭形貌.從圖3a 可以看出，接頭成形美觀，未見孔洞及溝槽缺陷.冷噴涂后涂層在寬度上覆蓋了整個FSW 接頭區(qū)域(圖3b).

圖3 冷噴涂前后接頭宏觀形貌Fig.3 Macro-morphology of the joints before or after cold spraying.(a) as-welded joints;(b) coated joints

圖4 為冷噴涂后的接頭及涂層截面組織.試驗僅噴涂一遍，涂層厚度約為200 μm，如圖4a 所示，同時還可以看出FSW 接頭攪拌區(qū)保留了典型的攪拌摩擦焊的組織特征，攪拌區(qū)由細小的等軸再結(jié)晶組織構(gòu)成.由圖4b 可以看出，基體與涂層界面處由于顆粒高速撞擊發(fā)生了明顯的塑性變形，金屬表面產(chǎn)生強烈的塑性變形可能使晶粒細化，且具有較高的強度[21].

圖4 冷噴涂后接頭及涂層截面組織Fig.4 micrographs of cold sprayed joint cross-section.(a) low magnification;(b) high magnification at interface

2.2 冷噴涂前后2219 鋁合金FSW 接頭殘余應力

圖5 為冷噴涂前后接頭表面殘余應力分布情況.從圖5 可以看出，2219 鋁合金焊態(tài)殘余應力呈現(xiàn)“M”形，且均為拉應力，但非對稱分布，由焊縫中心向母材方向殘余應力先增大，峰值位于前進側(cè)軸肩附近(熱力影響區(qū)與熱影響區(qū)邊界)，約為186 MPa，隨后逐漸減小.其原因主要是攪拌摩擦焊過程中不均勻的熱與機械攪拌作用造成的，前進側(cè)金屬受到較大的縱向拉伸應力且拉伸應力的方向與移動方向相同，在焊接過程中縱向拉伸應力持續(xù)累積并且與焊后冷卻收縮作用疊加；而后退側(cè)材料正好相反，在焊接過程中受到縱向壓縮作用，殘余應力略低，所以在焊縫兩側(cè)形成了不對稱的殘余應力場，在前進側(cè)靠軸肩附近形成了殘余應力峰值[19,22-23].

圖5 冷噴涂前后接頭表面殘余應力分布Fig.5 Residual stress distribution on FSW joint surface

從圖5 還可以看出，冷噴涂態(tài)的接頭殘余應力較焊態(tài)接頭，殘余應力出現(xiàn)大幅度降低，分布更為均勻，且不存在較高的應力峰值(前進側(cè)峰值殘余應力由焊態(tài)的186 MPa 降至43 MPa，降幅高達76.9%)，軸肩外側(cè)區(qū)域已經(jīng)變?yōu)闅堄鄩簯?在冷噴涂過程中，低溫高速狀態(tài)下粉末顆粒持續(xù)撞擊2219 鋁合金焊縫表面，從而使焊縫表面發(fā)生了較大的塑性變形，同時還有較高壓力的熱氣體不斷沖擊，二者協(xié)同作用在焊縫表面產(chǎn)生壓縮殘余應力，可以抵消2219 鋁合金FSW 接頭原始的殘余拉應力.前期研究表明，冷噴涂過程中的“熱流沖擊”效應相當于對基體起到了局部熱處理的作用，可以使焊縫峰值殘余應力有所降低，而“顆粒噴丸”效應產(chǎn)生的壓應力則是冷噴涂降低殘余拉應力的最主要因素[15,24].

2.3 力學性能

2.3.1 硬度分布

圖6 為焊態(tài)和冷噴涂態(tài)的接頭橫截面上表面與攪拌區(qū)厚度方向的硬度曲線.從圖6 可以看出，焊態(tài)接頭的硬度分布與組織分布相關(guān)，硬度最低值出現(xiàn)在熱力影響區(qū)，只有80 HV 左右.母材顯微硬度最高，沿熱影響區(qū)、熱力影響區(qū)方向逐漸降低，在兩者界面處達到最低值，到攪拌區(qū)由于攪拌針的高速旋轉(zhuǎn)與機械力作用，硬度又有一定的回升.

冷噴涂態(tài)接頭硬度相比焊態(tài)顯著增加，這是由于粉末顆粒在高速撞擊接頭表面時，發(fā)生較大的塑性變形，在接頭表面產(chǎn)生了加工硬化的效果，從而使硬度提升.前期研究表明，冷噴涂過程中的“熱流沖擊”效應會促使2024 鋁合金的銅、鎂以及銅-鎂原子團簇(guinier-preston-bagaryatsky，GPB) 區(qū)及基體中的溶質(zhì)原子團轉(zhuǎn)變?yōu)镾 相(Al2CuMg)，且此溫度又不會使S 相粗化.此外，冷噴涂過程中的“顆粒噴丸”效應使得接頭近表面區(qū)攪拌區(qū)晶粒細化.因此，冷噴涂過程既增加了沉淀強化相S 相的數(shù)量，又細化了攪拌區(qū)的晶粒尺寸，雙重作用促使噴涂態(tài)接頭硬度高于焊態(tài)[17].此外，根據(jù)文獻[25]所述，基體表面存在拉應力時，硬度將降低，而存在壓應力時硬度將升高，前文所述冷噴涂過程使接頭的殘余拉應力大大降低，這也有助于硬度值的提高.根據(jù)圖6b 中攪拌區(qū)厚度方向硬度分布所示，由于整個試驗僅噴涂一遍，作用深度有限，約有1 mm左右，硬度值約增加25～ 30 HV.

2.3.2 拉伸性能

表3 為冷噴涂前后2219 鋁合金FSW 接頭的拉伸性能.從表3 可以看出，冷噴涂后抗拉強度及斷后伸長率均高于焊態(tài)下的接頭.抗拉強度由316 MPa 增加到336 MPa，提升6.3%，而斷后伸長率增加更明顯，提升85.7%.

表3 冷噴涂前后接頭的拉伸性能Table 3 Tensile properties before and after cold spraying

圖7 為冷噴涂前后工程應力–應變曲線.焊態(tài)與冷噴涂態(tài)的斷裂位置照片如圖8 所示，可以看出經(jīng)過冷噴涂處理后，斷口發(fā)生了明顯的頸縮現(xiàn)象，且在拉伸過程中涂層已經(jīng)剝落.焊態(tài)與冷噴涂態(tài)接頭均斷裂在前進側(cè)熱力影響區(qū)和熱影響區(qū)界面附近，且均呈45°角斷裂.這與圖6a 的低硬度區(qū)域位置相吻合，符合高強鋁合金FSW 接頭在低硬度區(qū)或弱結(jié)合面產(chǎn)生裂紋并擴展的弱區(qū)斷裂規(guī)律[26].與此同時，在之前的殘余應力測試過程中也表明前進側(cè)熱影響區(qū)和熱力影響區(qū)界面處恰好位于縱向殘余應力峰值位置，拉應力促進裂紋的擴展，因此較高的殘余拉應力也會促使接頭在此處斷裂.

圖7 冷噴涂前后工程應力-應變曲線Fig.7 Engineering stress-strain curve before and after cold spraying

圖8 冷噴涂前后接頭拉伸斷裂位置Fig.8 Location of fracture before and after cold spraying.(a) as-welded;(b) coated

3 結(jié)論

(1) 經(jīng)過冷噴涂處理后2219 鋁合金FSW 接頭微觀組織保留典型的攪拌摩擦焊的組織特征，但在基體與涂層界面處由于粉末顆粒的高速撞擊發(fā)生了明顯的塑性變形.

(2) 經(jīng)過冷噴涂處理后2219 鋁合金FSW 接頭殘余應力大幅度降低，峰值殘余應力（前進側(cè)軸肩附近）從186 MPa 降至43 MPa，降幅高達76.9%，且整體應力分布變均勻，最大應力與最小應力差值減小.

(3) 經(jīng)過冷噴涂處理的2219 鋁合金FSW 接頭上表面硬度整體增加25～30 HV，作用深度約為1 mm；2219 鋁合金FSW 接頭在冷噴涂處理后抗拉強度、斷后伸長率均有所提高，其中抗拉強度提升6.3%，斷后伸長率增幅高達85.7%.