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(蘭州理工大學(xué) 有色金屬先進(jìn)加工與再利用省部共建國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,蘭州 730050)

2×××鋁合金為高強(qiáng)鋁合金，其比強(qiáng)度、比模量、斷裂韌性和疲勞強(qiáng)度均很高，是工業(yè)中廣泛應(yīng)用的有色金屬結(jié)構(gòu)材料之一，此外，2×××鋁合金還有較好的耐蝕性，在海洋工程中的應(yīng)用也越來越廣泛[1-2]。采用傳統(tǒng)的熔焊方法，2×××鋁合金焊接接頭會(huì)出現(xiàn)熱裂紋、氣孔和變形等缺陷，從而影響其使用性能[3]，而攪拌摩擦焊(FSW)作為新型固相連接技術(shù)，解決了2×××鋁合金焊接質(zhì)量差的難題[4]。

目前國(guó)內(nèi)外關(guān)于鋁合金FSW接頭微觀組織[5-6]、接頭力學(xué)性能(包括疲勞、拉伸等)[7]、攪拌摩擦焊過程中金屬的塑性流動(dòng)[8]以及溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)的數(shù)值模擬[9]的研究報(bào)道比較多，因此近幾年來鋁合金攪拌摩擦焊在船舶上的應(yīng)用越來越廣泛。但鋁合金合金成分多、相結(jié)構(gòu)復(fù)雜，其中的第二相與基體的電極電位不同，這對(duì)鋁合金在海水環(huán)境中耐蝕性的影響很大[10]，而且攪拌摩擦焊后接頭的組織和性能都發(fā)生很大的變化，對(duì)其耐蝕性有很大的影響，但關(guān)于鋁合金攪拌摩擦焊焊縫在海水環(huán)境中腐蝕行為的研究卻相對(duì)較少，因此本工作研究了2024鋁合金攪拌摩擦焊焊縫在模擬海水環(huán)境中的腐蝕行為以及相關(guān)機(jī)理,以期為理論研究和工程應(yīng)用提供參考。

1 試驗(yàn)

試驗(yàn)材料為2024鋁合金板材，尺寸為200 mm×100 mm×4 mm，化學(xué)成分為：wCu3.8%～4.8%,wMg1.2%～1.8%,wMn0.3%～0.9%,wFe≤0.5%,wSi≤0.5%,wZn≤0.3%,其余為Al。2024鋁合金板材的抗拉強(qiáng)度為450 MPa，斷后伸長(zhǎng)率為23%。攪拌頭采用圓錐螺紋攪拌頭，軸肩直徑18 mm，內(nèi)凹，攪拌針長(zhǎng)3.6 mm，根部大徑5 mm，端部大徑4 mm，材料為W6Mo5Cr4V2高速工具鋼。試驗(yàn)用攪拌摩擦焊機(jī)型號(hào)為FSW-3LM-015，焊前試樣用砂紙打磨去除表面的氧化膜，并用丙酮溶液擦洗，然后將試樣放置在工作臺(tái)夾具上并夾緊。焊接工藝參數(shù)如下：旋轉(zhuǎn)速率1 000 r/min,焊接速率80 mm/min，攪拌頭的傾斜角度為2°，軸肩下壓量為0.2 mm。焊接時(shí)用紅外線測(cè)溫槍按圖1所示點(diǎn)的位置測(cè)量焊接過程中距離焊縫不同距離的溫度高低，測(cè)量過程中，隨著攪拌頭的前進(jìn)，紅外槍取點(diǎn)的位置依次移動(dòng)，每個(gè)點(diǎn)在焊縫橫向上的距離為5 mm。

圖1 溫度測(cè)量點(diǎn)位置Fig. 1 The positions of measured points of temperature

焊后在母材(BM)上和不存在缺陷的焊縫上截取尺寸為10 mm×40 mm×4 mm的試樣，各取3個(gè)平行試樣，把除焊縫橫截面所在面外的其他面用環(huán)氧樹脂密封，用砂紙逐級(jí)打磨工作面后,拋光待用。配制3.5%(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，下同)NaCl溶液來模擬海水環(huán)境，將試樣浸泡在此溶液中，每隔24 h拿出，用蒸餾水輕輕沖洗去除表面的NaCl溶液，干燥后，用精密度為0.1 mg的AUY120電子分析天平稱量，用質(zhì)量增加法測(cè)量腐蝕速率，即

(1)

式中:δW是腐蝕后質(zhì)量增加量；S是腐蝕區(qū)域面積；t是腐蝕時(shí)間。稱量后將試樣繼續(xù)放入溶液中,每隔48 h用數(shù)碼相機(jī)采集不同攪拌頭焊接接頭的宏觀形貌，用掃描電子顯微鏡觀察腐蝕界面的形貌。在焊件上切取制備金相試樣，用混合酸(1.0% HF+1.5% HCl+2.5% HNO3+95% H2O)對(duì)拋光后的試樣表面進(jìn)行腐蝕，然后采用MEF-3廣視場(chǎng)萬能金相顯微鏡(OM)觀察焊接接頭各區(qū)域的顯微組織。

2 結(jié)果與討論

2.1 浸泡試驗(yàn)

由圖2可見:腐蝕初期母材和焊縫試樣的腐蝕速率較快，然后迅速降低，腐蝕時(shí)間為100 h時(shí)達(dá)到較低水平，之后變化緩慢，并有逐漸減慢的趨勢(shì)，300 h后趨于穩(wěn)定，并沒有出現(xiàn)鋁合金腐蝕速率在腐蝕初期先升高再降低的規(guī)律[11]。這主要是因?yàn)殇X合金表面附有的包鋁層與氧化膜在腐蝕初期會(huì)對(duì)鋁合金起到保護(hù)作用，腐蝕液需要有一個(gè)穿透保護(hù)膜的過程，而試驗(yàn)過程中，預(yù)處理破壞了包鋁層與氧化膜，使腐蝕液直接對(duì)基體進(jìn)行腐蝕，因此一開始就有很高的腐蝕速率，至于之后腐蝕速率迅速降低又緩慢回升，這與焊縫的腐蝕機(jī)理密切相關(guān)。

圖2 母材及焊縫試樣在NaCl溶液中的腐蝕速率Fig. 2 Corrosion rates of BM and weld joint samples in NaCl solution

由圖2還可見：t≤192 h時(shí)，焊縫試樣的腐蝕速率大于母材試樣的，192 h

2.2 腐蝕形貌

由圖3可見：經(jīng)過192 h浸泡試驗(yàn)后，母材試樣上發(fā)生少量均勻的點(diǎn)蝕，在焊縫的軸肩作用區(qū)發(fā)生與母材試樣相似的點(diǎn)蝕，而在軸肩作用區(qū)的兩側(cè)即熱影響區(qū)的腐蝕由點(diǎn)蝕變成了大的腐蝕坑并出現(xiàn)了剝蝕現(xiàn)象。

(a) 母材

(b) 接頭圖3 母材及接頭在NaCl溶液中腐蝕后192 h的宏觀形貌Fig. 3 Macro corrosion morphology of BM (a) and FS weld (b) in NaCl solution for 192 h

由圖4可見:經(jīng)過192 h浸泡試驗(yàn)后，母材表面點(diǎn)蝕坑尺寸為10～45 μm；接頭的熱影響區(qū)、熱機(jī)影響區(qū)及焊核區(qū)都有由點(diǎn)蝕發(fā)展成晶間腐蝕，最后變?yōu)閯兟涓g的趨勢(shì);熱影響區(qū)的腐蝕形貌為晶間腐蝕+剝落腐蝕，晶間腐蝕所占的比例較大;焊核區(qū)腐蝕較嚴(yán)重，剝落腐蝕已連接成片。

(a) 母材 (b) 熱影響區(qū)

(c) 熱機(jī)影響區(qū) (d) 焊核區(qū)圖4 接頭各區(qū)在NaCl溶液中腐蝕后的微觀形貌Fig. 4 Morphology of BM (a), HAZ (b), TMAZ (c)and WNZ (d) after corrosion in NaCl solution

圖5 焊接過程中的溫度場(chǎng)Fig. 5 Temperature field in welding

攪拌摩擦焊接頭的腐蝕不均勻行為是由焊縫形成過程中熱循環(huán)作用和機(jī)械攪拌作用決定的。焊接過程中接頭不同的區(qū)域溫度分布如圖5所示，焊后焊縫各區(qū)的金相組織如圖6所示。由圖6可見:母材組織是典型的軋制組織，呈板條狀分布，晶粒方向與軋制方向相同，而且S相(CuMgAl2)是2024鋁合金的主要強(qiáng)化相， 2 ×××系鋁合金的腐蝕大多都伴隨著S相自身的點(diǎn)蝕與周圍基體金屬的溶解[13]。由于Mg化學(xué)活性相對(duì)比較高，在鹽水中，S相中的Mg作為陽極首先開始溶解，當(dāng)Mg溶解后，剩下電位較高的富銅相，此時(shí)電極發(fā)生反轉(zhuǎn)，基體成為陽極開始溶解，直到富銅相周圍鋁基完全溶解，造成S相徹底脫落，形成一個(gè)個(gè)較大的點(diǎn)蝕坑。熱影響區(qū)一方面在焊接熱循環(huán)中有較高的溫度(見圖5)，而且金屬總是力求使其界面能最小，因此晶粒有所長(zhǎng)大，單位面積上晶粒數(shù)目減少，晶界數(shù)目亦減少，這使其耐蝕性增加；但另一方面經(jīng)過熱循環(huán)后，其第二相粒子聚集，使化學(xué)成分不均勻，而且熱影響區(qū)又處在軸肩作用區(qū)與未作用區(qū)的交界處，殘余應(yīng)力最大，且為拉應(yīng)力，這兩個(gè)因素使其耐蝕性降低;很明顯,后一個(gè)方面占主導(dǎo)地位，因此熱影響區(qū)的耐蝕性下降,出現(xiàn)剝落腐蝕。熱機(jī)影響區(qū)在焊接過程中不僅受到熱循環(huán)的作用還受到攪拌針的攪拌作用，但由于熱機(jī)影響區(qū)在位置上距離攪拌針較遠(yuǎn)，受到的攪拌針的攪拌作用遠(yuǎn)小于焊核區(qū)組織的，因此，這部分發(fā)生了較大的彎曲變形，并且局部區(qū)域在熱循環(huán)的作用下發(fā)生回復(fù)反應(yīng)，在板條狀組織內(nèi)形成了回復(fù)組織，其組織的晶粒取向與軋制方向呈一定角度，晶粒發(fā)生一定流線型變形。雖然熱機(jī)影響區(qū)在攪拌針的作用下化學(xué)成分更加均勻，但是焊后晶粒數(shù)量略有增加，晶界也隨之增加，而且焊后產(chǎn)生正向的殘余應(yīng)力都使得熱機(jī)影響區(qū)的耐蝕性低于母材的,因而出現(xiàn)晶間腐蝕+剝落腐蝕。焊核區(qū)在焊接過程中，受到攪拌針與工件以及軸肩與工件摩擦產(chǎn)生大量的熱使固態(tài)鋁合金塑化，并且流動(dòng)充分，焊縫溫度上升到再結(jié)晶的溫度，此時(shí)，位錯(cuò)在攪拌針的作用下密度不斷增加，當(dāng)儲(chǔ)存的能量增加到足夠發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶時(shí)，金屬內(nèi)便開始不斷形核，形成的晶粒來不及長(zhǎng)大就在攪拌針的作用下被打碎，形成等軸細(xì)小的晶粒。雖然此時(shí)焊核區(qū)化學(xué)成分均勻，但是晶粒數(shù)量增加，晶界的能量較高，位錯(cuò)和空位在接頭處增多，而且焊縫處殘余應(yīng)力為拉應(yīng)力[14]，因此，其耐蝕性大大降低，出現(xiàn)剝落腐蝕。剝落腐蝕是晶間腐蝕的一種特殊形式，產(chǎn)生剝蝕的原因與產(chǎn)生晶間腐蝕的原因相同，都是由晶界形成的陽極網(wǎng)絡(luò)造成的[15]。當(dāng)晶間腐蝕沿著該通道進(jìn)行時(shí)會(huì)留下不溶性腐蝕產(chǎn)物(AlCl3或Al(OH)3)[16]，這些不溶性腐蝕產(chǎn)物的比熱容大于基體金屬的，出現(xiàn)所謂“楔入效應(yīng)”，撐起上面沒有腐蝕的金屬，引起分層剝落[17-18]。所以，對(duì)于剝落腐蝕，晶界起著非常重要的作用[19]。晶間腐蝕愈嚴(yán)重，剝落腐蝕也愈嚴(yán)重，故晶間腐蝕最終演變?yōu)閯兟涓g。

(a) 母材 (b) 熱影響區(qū)

(c) 熱機(jī)影響區(qū) (d) 焊核區(qū)圖6 焊縫各區(qū)晶粒組織Fig. 6 Grain structures in different zones of weld

3 結(jié)論

(1) 攪拌摩擦焊接頭的腐蝕速率大于母材的。

(2) 比較焊縫與母材腐蝕后宏觀、微觀形貌發(fā)現(xiàn)母材發(fā)生點(diǎn)蝕，焊縫由點(diǎn)蝕發(fā)展為晶間腐蝕，剝落腐蝕。

(3) 焊接接頭上各區(qū)的腐蝕速率大小為熱影響區(qū)和焊核區(qū)>熱機(jī)影響區(qū)>母材區(qū)。

(4) 2024鋁合金攪拌摩擦焊縫的耐蝕性與母材相比變差。

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