2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭腐蝕行為的多維度解析與機(jī)制探究一、緒論1.1研究背景與意義1.1.1研究背景在現(xiàn)代工業(yè)發(fā)展進(jìn)程中，材料科學(xué)與焊接技術(shù)始終是推動各領(lǐng)域進(jìn)步的關(guān)鍵因素。2219鋁合金作為一種以銅（Cu）為主要合金元素的鋁合金材料，憑借其卓越的綜合性能，在航空航天、軍事裝備、交通運(yùn)輸?shù)缺姸喔叨祟I(lǐng)域占據(jù)著舉足輕重的地位。在航空航天領(lǐng)域，2219鋁合金常被用于制造飛機(jī)機(jī)身結(jié)構(gòu)件、火箭燃料貯箱等關(guān)鍵部件。例如，我國長征五號運(yùn)載火箭所使用的貯箱材料便是2219鋁合金，這主要得益于其高強(qiáng)度特性，能夠承受火箭發(fā)射過程中的巨大壓力；良好的韌性可有效避免在復(fù)雜應(yīng)力環(huán)境下發(fā)生脆性斷裂；出色的焊接性能則便于實(shí)現(xiàn)大型結(jié)構(gòu)件的制造；而優(yōu)異的低溫性能使其能在極端低溫的太空環(huán)境中保持穩(wěn)定的力學(xué)性能，確?；鸺秃教炱鞯陌踩\(yùn)行。隨著工業(yè)技術(shù)的飛速發(fā)展，對結(jié)構(gòu)件的設(shè)計(jì)和制造要求日益嚴(yán)苛，焊接作為連接金屬材料的重要手段，其技術(shù)水平直接影響著結(jié)構(gòu)件的性能和質(zhì)量。攪拌摩擦焊（FrictionStirWelding，F(xiàn)SW）作為一種固相連接技術(shù)，自1991年由英國焊接研究所發(fā)明以來，憑借其獨(dú)特的優(yōu)勢在眾多領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用。與傳統(tǒng)熔化焊相比，攪拌摩擦焊無需添加焊絲和保護(hù)氣體，焊接過程無污染、無煙塵、無輻射，且焊接接頭殘余應(yīng)力低、變形小、焊接效率高。在航空航天領(lǐng)域，攪拌摩擦焊被用于制造飛機(jī)的機(jī)翼、機(jī)身壁板以及火箭的燃料貯箱等部件，顯著提高了結(jié)構(gòu)件的質(zhì)量和可靠性。然而，在實(shí)際應(yīng)用中，單面攪拌摩擦焊在焊接大厚度鋁合金板時，由于焊縫底部熱量供應(yīng)不足，容易在焊縫底部形成缺陷，難以滿足高質(zhì)量的焊接要求。為解決這一問題，雙軸肩攪拌摩擦焊（BobbinToolFrictionStirWelding，BT-FSW）技術(shù)應(yīng)運(yùn)而生。雙軸肩攪拌摩擦焊采用帶有上、下兩個軸肩的攪拌工具，上軸肩和下軸肩通過與試板厚度相當(dāng)?shù)臄嚢栳樝噙B接。在焊接過程中，上、下軸肩與攪拌針共同旋轉(zhuǎn)并與被焊材料表面相互作用，下軸肩取代了傳統(tǒng)攪拌摩擦焊的背部剛性支撐墊板，實(shí)現(xiàn)了對工件的自支撐。這種獨(dú)特的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)降低了接頭厚度方向的溫度梯度，減小了接頭組織不均勻性，可有效避免接頭根部未焊透缺陷，實(shí)現(xiàn)根部全焊透的焊接，尤其適用于中空部件以及大直徑火箭貯箱環(huán)縫結(jié)構(gòu)等特殊結(jié)構(gòu)的焊接。例如，在長征五號遙六運(yùn)載火箭中，應(yīng)用雙軸肩攪拌摩擦焊技術(shù)生產(chǎn)的鋁合金貯箱首次通過了飛行試驗(yàn)的考核驗(yàn)證，標(biāo)志著該技術(shù)在國內(nèi)航天領(lǐng)域首次成功實(shí)現(xiàn)工程應(yīng)用，為航天領(lǐng)域大直徑箭體貯箱的研制提供了核心關(guān)鍵技術(shù)。盡管2219鋁合金在航空航天等領(lǐng)域有著廣泛的應(yīng)用，雙軸肩攪拌摩擦焊技術(shù)也在不斷發(fā)展和推廣，但焊接接頭的腐蝕問題一直是制約其進(jìn)一步應(yīng)用的關(guān)鍵因素之一。在實(shí)際服役環(huán)境中，2219鋁合金焊接接頭往往會面臨復(fù)雜的腐蝕介質(zhì)和惡劣的工況條件，如在海洋環(huán)境中，會受到海水的侵蝕；在工業(yè)環(huán)境中，會受到各種化學(xué)物質(zhì)的腐蝕。這些腐蝕作用可能導(dǎo)致焊接接頭的力學(xué)性能下降、結(jié)構(gòu)完整性受損，甚至引發(fā)安全事故。例如，在海洋環(huán)境下，鋁合金焊接接頭可能會發(fā)生點(diǎn)腐蝕、電偶腐蝕、縫隙腐蝕等多種腐蝕形式。點(diǎn)腐蝕會在接頭表面形成小孔，隨著時間的推移，小孔會逐漸擴(kuò)大并深入內(nèi)部，導(dǎo)致接頭強(qiáng)度降低；電偶腐蝕則是由于鋁合金與其他金屬接觸形成電偶對，在電解質(zhì)溶液中發(fā)生電化學(xué)腐蝕，加速接頭的腐蝕進(jìn)程；縫隙腐蝕通常發(fā)生在接頭的縫隙處，由于縫隙內(nèi)的介質(zhì)與外部介質(zhì)存在差異，形成了局部腐蝕電池，從而導(dǎo)致縫隙內(nèi)的金屬快速腐蝕。因此，深入研究2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭的腐蝕行為，對于保障結(jié)構(gòu)件的安全服役、延長其使用壽命具有重要的現(xiàn)實(shí)意義。1.1.2研究意義本研究聚焦于2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊的腐蝕行為，具有多方面的重要意義，涵蓋了從提升焊接接頭性能到完善焊接腐蝕理論的廣泛領(lǐng)域。從提升焊接接頭性能的角度來看，深入了解2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭的腐蝕行為，能夠?yàn)閮?yōu)化焊接工藝參數(shù)提供關(guān)鍵依據(jù)。通過系統(tǒng)研究不同焊接工藝參數(shù)（如攪拌針轉(zhuǎn)速、焊接速度、軸肩壓力等）對接頭腐蝕性能的影響，可以確定出最適宜的焊接工藝條件，從而顯著提高焊接接頭的抗腐蝕性能。例如，通過調(diào)整攪拌針轉(zhuǎn)速和焊接速度，可以改變焊接過程中的熱輸入和材料流動狀態(tài)，進(jìn)而影響接頭的微觀組織結(jié)構(gòu)和化學(xué)成分分布，最終改善接頭的抗腐蝕性能。同時，研究接頭在不同腐蝕介質(zhì)（如海水、酸性溶液、堿性溶液等）和工況條件（如溫度、濕度、應(yīng)力狀態(tài)等）下的腐蝕行為，有助于針對性地制定防護(hù)措施。針對在海洋環(huán)境中服役的焊接接頭，可以采用表面涂層防護(hù)、電化學(xué)保護(hù)等方法，有效延緩腐蝕的發(fā)生和發(fā)展，確保焊接接頭在復(fù)雜環(huán)境下能夠長期穩(wěn)定地服役，從而提高結(jié)構(gòu)件的整體性能和可靠性。在拓展2219鋁合金應(yīng)用范圍方面，研究其雙軸肩攪拌摩擦焊接頭的腐蝕行為具有重要的推動作用。2219鋁合金由于其優(yōu)異的綜合性能，在航空航天、軍事裝備等高端領(lǐng)域有著廣泛的應(yīng)用前景。然而，焊接接頭的腐蝕問題限制了其在一些對耐腐蝕性能要求較高的環(huán)境中的應(yīng)用。通過深入研究腐蝕行為并采取有效的防護(hù)措施，可以顯著提高焊接接頭的耐腐蝕性能，從而為2219鋁合金在海洋工程、化工設(shè)備等領(lǐng)域的應(yīng)用開辟新的途徑。在海洋工程中，2219鋁合金焊接結(jié)構(gòu)件可以用于制造海洋平臺的支撐結(jié)構(gòu)、管道系統(tǒng)等，這不僅能夠減輕結(jié)構(gòu)重量，提高結(jié)構(gòu)的承載能力，還能降低成本，提高經(jīng)濟(jì)效益。在化工設(shè)備領(lǐng)域，2219鋁合金焊接接頭可以用于制造反應(yīng)釜、儲存罐等設(shè)備，滿足化工生產(chǎn)對材料耐腐蝕性能和強(qiáng)度的要求。從完善焊接腐蝕理論的層面而言，2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊作為一種新型的焊接技術(shù)，其焊接接頭的腐蝕行為具有獨(dú)特性和復(fù)雜性。目前，對于該領(lǐng)域的研究尚處于發(fā)展階段，相關(guān)的腐蝕理論和機(jī)制還不夠完善。本研究通過綜合運(yùn)用多種先進(jìn)的分析測試手段（如掃描電子顯微鏡、能譜分析、電化學(xué)工作站等），深入探究焊接接頭在不同腐蝕環(huán)境下的腐蝕過程和微觀機(jī)制，能夠豐富和完善焊接腐蝕理論體系。研究焊接接頭的微觀組織結(jié)構(gòu)（如晶粒尺寸、晶界特征、第二相分布等）與腐蝕性能之間的內(nèi)在聯(lián)系，揭示腐蝕的起始、發(fā)展和擴(kuò)展規(guī)律，為建立更加準(zhǔn)確的焊接接頭腐蝕預(yù)測模型提供理論基礎(chǔ)。這不僅有助于加深對焊接接頭腐蝕行為的認(rèn)識和理解，還能為其他鋁合金材料以及不同焊接工藝接頭的腐蝕研究提供有益的參考和借鑒。1.2雙軸肩攪拌摩擦焊概述1.2.1焊接原理雙軸肩攪拌摩擦焊是攪拌摩擦焊技術(shù)的重要衍生形式，其焊接原理基于攪拌頭與工件之間的摩擦生熱和材料的塑性流動。焊接時，采用帶有上、下兩個軸肩的攪拌工具，上軸肩位于試板上方，下軸肩位于試板下方，二者通過與試板厚度相當(dāng)?shù)臄嚢栳樝噙B接。當(dāng)攪拌工具高速旋轉(zhuǎn)并逐漸插入被焊材料時，攪拌針與被焊材料劇烈摩擦，產(chǎn)生大量熱量，使接觸部位的材料迅速升溫至熱塑性狀態(tài)。同時，上、下軸肩與工件表面緊密接觸，在旋轉(zhuǎn)過程中也產(chǎn)生摩擦熱，進(jìn)一步提高焊接區(qū)域的溫度。軸肩還起到約束和擠壓塑性材料的作用，防止其溢出，確保焊接過程的穩(wěn)定性。在焊接過程中，攪拌針邊旋轉(zhuǎn)邊沿工件的接縫與工件相對移動，在攪拌頭鍛壓力的作用下，處于熱塑性狀態(tài)的材料沿著攪拌針和軸肩的表面流動，從攪拌頭的前進(jìn)側(cè)轉(zhuǎn)移到后退側(cè)，實(shí)現(xiàn)材料的混合和連接。下軸肩取代了傳統(tǒng)攪拌摩擦焊的背部剛性支撐墊板，對工件進(jìn)行自支撐，使得焊接過程中工件在垂直板件方向所受合力趨近于零。這種獨(dú)特的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)有效降低了接頭厚度方向的溫度梯度，減小了接頭組織不均勻性，能夠?qū)崿F(xiàn)根部全焊透的焊接，尤其適用于中空部件以及大直徑火箭貯箱環(huán)縫結(jié)構(gòu)等特殊結(jié)構(gòu)的焊接。與傳統(tǒng)攪拌摩擦焊相比，雙軸肩攪拌摩擦焊在焊接過程中，上下軸肩同時作用，使得焊接區(qū)域的熱輸入更加均勻，避免了傳統(tǒng)攪拌摩擦焊中由于單面加熱導(dǎo)致的焊縫底部熱量不足、易出現(xiàn)未焊透等缺陷的問題。1.2.2工藝特點(diǎn)雙軸肩攪拌摩擦焊在接頭質(zhì)量、應(yīng)力變形、適用場景等方面展現(xiàn)出顯著的優(yōu)勢，同時也存在一定的局限性。在接頭質(zhì)量方面，由于上下軸肩同時提供摩擦熱，焊接區(qū)域熱輸入均勻，能有效避免焊縫底部未焊透、孔洞等缺陷，獲得高質(zhì)量的焊接接頭。焊接過程中材料處于固相狀態(tài)，避免了傳統(tǒng)熔化焊中因液態(tài)金屬凝固而產(chǎn)生的氣孔、裂紋等缺陷，接頭的力學(xué)性能得到顯著提高，如拉伸強(qiáng)度、彎曲強(qiáng)度等。焊縫的微觀組織均勻，晶粒細(xì)小，晶界結(jié)合緊密，進(jìn)一步增強(qiáng)了接頭的強(qiáng)度和韌性。在對2219鋁合金進(jìn)行雙軸肩攪拌摩擦焊時，接頭的抗拉強(qiáng)度能夠達(dá)到母材的80%以上，遠(yuǎn)高于傳統(tǒng)熔化焊的接頭強(qiáng)度。從應(yīng)力變形角度來看，雙軸肩攪拌摩擦焊在焊接過程中，工件在垂直方向所受合力趨近于零，有效減小了焊接殘余應(yīng)力和變形。相較于傳統(tǒng)攪拌摩擦焊，其焊接變形量可降低30%-50%，這對于對尺寸精度要求較高的結(jié)構(gòu)件制造尤為重要。例如，在航空航天領(lǐng)域，制造飛機(jī)機(jī)翼、機(jī)身壁板等大型結(jié)構(gòu)件時，較小的焊接變形可以減少后續(xù)的加工和校正工序，提高生產(chǎn)效率，降低制造成本。在適用場景上，雙軸肩攪拌摩擦焊適用于多種材料的焊接，如鋁合金、鎂合金、銅合金等低熔點(diǎn)金屬及合金。特別適用于中空部件、大直徑環(huán)縫結(jié)構(gòu)以及狹小、空腔等復(fù)雜型面結(jié)構(gòu)的型材的焊接。在火箭燃料貯箱的制造中，雙軸肩攪拌摩擦焊能夠?qū)崿F(xiàn)大直徑貯箱環(huán)縫的高質(zhì)量焊接，滿足航天領(lǐng)域?qū)Y(jié)構(gòu)件高可靠性的要求。該焊接方法還可用于曲線或雙曲率的機(jī)身壁板的三維焊接，為復(fù)雜結(jié)構(gòu)件的制造提供了有效的技術(shù)手段。然而，雙軸肩攪拌摩擦焊也存在一些局限性。雙軸肩攪拌工具的設(shè)計(jì)和制造更為復(fù)雜，成本較高。攪拌針需要連接上下軸肩，且在高溫、高壓的焊接環(huán)境下承受較大的扭矩和軸向力，對攪拌工具的材料和制造工藝要求嚴(yán)格。該方法不易實(shí)現(xiàn)2mm以下薄板和30mm以上厚板的焊接。對于薄板焊接，過小的板厚難以承受攪拌頭的壓力和摩擦力，容易導(dǎo)致板材變形甚至撕裂；對于厚板焊接，由于攪拌針長度的限制，難以保證焊縫深處的材料得到充分的攪拌和連接。1.2.3應(yīng)用領(lǐng)域雙軸肩攪拌摩擦焊憑借其獨(dú)特的優(yōu)勢，在多個重要領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用，推動了相關(guān)行業(yè)的技術(shù)進(jìn)步和產(chǎn)品性能提升。在航空航天領(lǐng)域，雙軸肩攪拌摩擦焊發(fā)揮著關(guān)鍵作用。在飛機(jī)制造中，用于連接機(jī)身壁板、機(jī)翼大梁等關(guān)鍵部件，能夠有效減輕結(jié)構(gòu)重量，提高結(jié)構(gòu)的整體性和可靠性。采用雙軸肩攪拌摩擦焊技術(shù)制造的飛機(jī)部件，焊接接頭質(zhì)量高，能夠承受飛行過程中的復(fù)雜載荷，同時減輕了飛機(jī)的重量，降低了燃油消耗，提高了飛行性能。在火箭制造中，該技術(shù)被用于火箭燃料貯箱的焊接，如我國長征五號遙六運(yùn)載火箭應(yīng)用雙軸肩攪拌摩擦焊技術(shù)生產(chǎn)的鋁合金貯箱首次通過飛行試驗(yàn)考核驗(yàn)證，標(biāo)志著該技術(shù)在航天領(lǐng)域的成功工程應(yīng)用。雙軸肩攪拌摩擦焊能夠?qū)崿F(xiàn)大直徑貯箱環(huán)縫的高質(zhì)量焊接，確保燃料貯箱的密封性和結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，滿足火箭發(fā)射過程中的高壓、高溫等極端工況要求。軌道交通領(lǐng)域也是雙軸肩攪拌摩擦焊的重要應(yīng)用場景。在列車制造中，用于焊接列車車身壁板、驅(qū)動箱等部件。采用雙軸肩攪拌摩擦焊焊接的車身壁板，焊接接頭質(zhì)量好，表面平整度高，能夠提高列車的外觀質(zhì)量和乘坐舒適性。該技術(shù)還能有效減輕列車的重量，降低運(yùn)行能耗，提高運(yùn)行速度。一些高速列車的車身制造中，通過應(yīng)用雙軸肩攪拌摩擦焊技術(shù)，實(shí)現(xiàn)了車身結(jié)構(gòu)的輕量化設(shè)計(jì)，使列車在高速運(yùn)行時更加節(jié)能、穩(wěn)定。在船舶制造領(lǐng)域，雙軸肩攪拌摩擦焊同樣具有廣闊的應(yīng)用前景。用于焊接船甲板、船體結(jié)構(gòu)件等。由于船舶在海洋環(huán)境中服役，對焊接接頭的耐腐蝕性和強(qiáng)度要求較高，雙軸肩攪拌摩擦焊能夠滿足這些要求，提高船舶的使用壽命和航行安全性。焊接船甲板時，雙軸肩攪拌摩擦焊可以減少焊縫缺陷，提高甲板的平整度和強(qiáng)度，增強(qiáng)船舶在惡劣海況下的適應(yīng)能力。1.3鋁合金腐蝕研究現(xiàn)狀1.3.1鋁合金常見腐蝕類型鋁合金在實(shí)際應(yīng)用中，會受到多種因素的影響而發(fā)生不同類型的腐蝕，其中點(diǎn)蝕、晶間腐蝕、應(yīng)力腐蝕開裂等是較為常見的腐蝕類型，它們各自具有獨(dú)特的特征和形成條件。點(diǎn)蝕，又稱孔蝕，是鋁合金最常見的腐蝕形態(tài)之一。其特征是在鋁合金表面形成小孔，這些小孔通常孤立存在，直徑較小，深度不一。點(diǎn)蝕的形成條件主要與鋁合金的化學(xué)成分、組織結(jié)構(gòu)以及所處的腐蝕環(huán)境有關(guān)。在大氣、淡水、海水以及中性水溶液等環(huán)境中，鋁合金表面的鈍化膜局部破壞，就容易引發(fā)點(diǎn)蝕。當(dāng)鋁合金中含有雜質(zhì)元素，如鐵（Fe）、硅（Si）等，這些雜質(zhì)元素會在鋁合金表面形成微電池，加速鈍化膜的破壞，從而促進(jìn)點(diǎn)蝕的發(fā)生。在海洋環(huán)境中，海水中的氯離子（Cl?）具有很強(qiáng)的穿透能力，能夠破壞鋁合金表面的鈍化膜，使得點(diǎn)蝕更容易發(fā)生。點(diǎn)蝕的發(fā)展具有隨機(jī)性，難以預(yù)測，嚴(yán)重的點(diǎn)蝕會導(dǎo)致鋁合金部件穿孔，影響其結(jié)構(gòu)完整性和使用壽命。晶間腐蝕是指腐蝕沿著鋁合金的晶界進(jìn)行，而晶粒本身的腐蝕相對較輕。這種腐蝕類型的特征是在晶界處形成腐蝕通道，使晶粒之間的結(jié)合力減弱，導(dǎo)致材料的力學(xué)性能下降。晶間腐蝕的形成與鋁合金的成分和熱處理工藝密切相關(guān)。對于一些含銅（Cu）、鎂（Mg）等合金元素的鋁合金，如2xxx系和7xxx系鋁合金，在特定的熱處理?xiàng)l件下，合金元素會在晶界處偏聚或形成金屬間化合物。這些晶界處的偏聚相或金屬間化合物與晶?；w之間存在電位差，在腐蝕介質(zhì)中形成微電池，從而引發(fā)晶間腐蝕。當(dāng)2219鋁合金在不合適的時效處理?xiàng)l件下，晶界處會析出連續(xù)的富銅相，這些富銅相相對于晶?；w為陽極，在腐蝕介質(zhì)中優(yōu)先發(fā)生溶解，導(dǎo)致晶間腐蝕的發(fā)生。晶間腐蝕通常在外觀上不易察覺，但會嚴(yán)重影響鋁合金的力學(xué)性能，如強(qiáng)度、韌性等，甚至可能導(dǎo)致部件在未受明顯外力作用下發(fā)生突然斷裂。應(yīng)力腐蝕開裂是在拉應(yīng)力和腐蝕介質(zhì)共同作用下發(fā)生的一種腐蝕形式。其特征是在鋁合金表面產(chǎn)生裂紋，裂紋沿著晶界或穿晶擴(kuò)展，最終導(dǎo)致材料斷裂。應(yīng)力腐蝕開裂的形成條件包括敏感的合金成分、特定的腐蝕介質(zhì)以及足夠的拉應(yīng)力。高強(qiáng)度鋁合金，如7xxx系鋁合金，對應(yīng)力腐蝕開裂較為敏感。在海洋環(huán)境或含有氯化物的介質(zhì)中，鋁合金容易發(fā)生應(yīng)力腐蝕開裂。拉應(yīng)力可以是外加的載荷應(yīng)力，也可以是加工過程中產(chǎn)生的殘余應(yīng)力。當(dāng)2219鋁合金焊接接頭在承受內(nèi)部殘余應(yīng)力的同時，又處于含有氯離子的海洋環(huán)境中，就可能發(fā)生應(yīng)力腐蝕開裂。應(yīng)力腐蝕開裂具有延遲性，裂紋在初期不易被發(fā)現(xiàn)，但一旦裂紋形成并擴(kuò)展，材料的破壞速度會加快，嚴(yán)重威脅結(jié)構(gòu)件的安全。1.3.2攪拌摩擦焊接頭腐蝕研究進(jìn)展攪拌摩擦焊接頭的腐蝕行為受到多種因素的綜合影響，不同鋁合金攪拌摩擦焊接頭在不同環(huán)境下呈現(xiàn)出各異的腐蝕特性。對于6xxx系鋁合金攪拌摩擦焊接頭，在含氯離子的溶液中，熱影響區(qū)通常是腐蝕的優(yōu)先發(fā)生區(qū)域。這是因?yàn)闊嵊绊憛^(qū)在焊接過程中經(jīng)歷了熱循環(huán)，其微觀組織結(jié)構(gòu)發(fā)生了變化，導(dǎo)致該區(qū)域的耐腐蝕性下降。熱影響區(qū)的晶粒長大，第二相粒子發(fā)生粗化和溶解，使得晶界處的腐蝕電位降低，更容易受到氯離子的侵蝕。焊接工藝參數(shù)對6xxx系鋁合金攪拌摩擦焊接頭的腐蝕性能也有顯著影響。當(dāng)焊接速度過快時，焊接熱輸入不足，焊縫中可能存在未焊合缺陷，這些缺陷會成為腐蝕的起始點(diǎn)，加速接頭的腐蝕。而適當(dāng)提高焊接熱輸入，可以改善焊縫的質(zhì)量，減少缺陷，從而提高接頭的耐腐蝕性。2xxx系鋁合金攪拌摩擦焊接頭在腐蝕行為上與合金中的銅元素密切相關(guān)。銅元素的存在會導(dǎo)致接頭中形成不同的相，如θ相（Al?Cu）等，這些相在腐蝕介質(zhì)中會形成微電池，影響接頭的腐蝕性能。在焊核區(qū)，由于材料經(jīng)歷了劇烈的塑性變形和高溫作用，微觀組織結(jié)構(gòu)較為均勻，第二相粒子細(xì)小且分布均勻，使得焊核區(qū)具有相對較好的耐腐蝕性。在熱影響區(qū)，由于熱循環(huán)的作用，第二相粒子發(fā)生聚集和長大，晶界處的腐蝕敏感性增加。當(dāng)2219鋁合金攪拌摩擦焊接頭處于酸性腐蝕介質(zhì)中時，熱影響區(qū)的晶界處容易發(fā)生選擇性腐蝕，導(dǎo)致晶界處的結(jié)合力減弱，進(jìn)而影響接頭的力學(xué)性能。7xxx系鋁合金攪拌摩擦焊接頭在海洋環(huán)境中，應(yīng)力腐蝕開裂是主要的腐蝕問題。該系鋁合金本身對應(yīng)力腐蝕開裂就較為敏感，焊接過程中產(chǎn)生的殘余應(yīng)力以及接頭微觀組織結(jié)構(gòu)的不均勻性，進(jìn)一步加劇了應(yīng)力腐蝕開裂的傾向。在接頭的熱影響區(qū)和焊核區(qū)，由于位錯密度的差異以及第二相粒子的分布不同，導(dǎo)致這些區(qū)域在拉應(yīng)力和海洋環(huán)境中的腐蝕介質(zhì)共同作用下，容易產(chǎn)生裂紋并擴(kuò)展。通過優(yōu)化焊接工藝參數(shù)，如降低焊接速度、提高攪拌針轉(zhuǎn)速等，可以減小焊接殘余應(yīng)力，改善接頭的微觀組織結(jié)構(gòu)，從而降低7xxx系鋁合金攪拌摩擦焊接頭的應(yīng)力腐蝕開裂敏感性。1.4研究內(nèi)容與方法1.4.1研究內(nèi)容本研究旨在深入探究2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭的組織、性能、腐蝕行為及機(jī)理，具體內(nèi)容如下：焊接接頭的組織與性能研究：采用不同的焊接工藝參數(shù)進(jìn)行2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊焊接實(shí)驗(yàn)，獲取一系列焊接接頭。運(yùn)用金相顯微鏡、掃描電子顯微鏡（SEM）等微觀分析手段，觀察焊接接頭不同區(qū)域（母材區(qū)、熱影響區(qū)、熱力影響區(qū)、焊核區(qū)）的微觀組織結(jié)構(gòu)，包括晶粒尺寸、形態(tài)、取向以及第二相粒子的分布等。通過拉伸試驗(yàn)、硬度測試等方法，測定焊接接頭的力學(xué)性能，分析焊接工藝參數(shù)對力學(xué)性能的影響規(guī)律，建立微觀組織結(jié)構(gòu)與力學(xué)性能之間的聯(lián)系。焊接接頭的腐蝕行為研究：將焊接接頭置于不同的腐蝕介質(zhì)（如3.5%NaCl溶液模擬海水環(huán)境、酸性溶液、堿性溶液等）中，采用浸泡試驗(yàn)、電化學(xué)測試（如開路電位-時間曲線、極化曲線、交流阻抗譜等）等方法，研究焊接接頭在不同腐蝕介質(zhì)中的腐蝕速率、腐蝕電位、極化電阻等腐蝕參數(shù)，分析腐蝕行為隨時間的變化規(guī)律。利用掃描電子顯微鏡、能譜分析（EDS）等技術(shù)，觀察腐蝕后的接頭表面形貌和腐蝕產(chǎn)物成分，確定腐蝕類型（如點(diǎn)蝕、晶間腐蝕、應(yīng)力腐蝕開裂等）及其發(fā)生的區(qū)域。腐蝕機(jī)理分析：結(jié)合焊接接頭的微觀組織結(jié)構(gòu)、化學(xué)成分以及腐蝕行為的研究結(jié)果，深入探討2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭的腐蝕機(jī)理。分析第二相粒子、晶界、位錯等微觀結(jié)構(gòu)因素在腐蝕過程中的作用，以及它們與腐蝕介質(zhì)之間的相互作用機(jī)制。研究焊接殘余應(yīng)力對腐蝕行為的影響，通過數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)測量相結(jié)合的方法，分析殘余應(yīng)力的分布規(guī)律及其在腐蝕過程中的演化，揭示應(yīng)力腐蝕開裂的機(jī)理。1.4.2研究方法為實(shí)現(xiàn)上述研究內(nèi)容，本研究將綜合運(yùn)用實(shí)驗(yàn)研究、微觀分析、電化學(xué)測試等多種研究方法及手段：實(shí)驗(yàn)研究：設(shè)計(jì)并開展2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊焊接實(shí)驗(yàn)，選用合適規(guī)格的2219鋁合金板材作為母材，制定合理的焊接工藝參數(shù)組合，包括攪拌針轉(zhuǎn)速、焊接速度、軸肩壓力等。采用不同的參數(shù)進(jìn)行焊接，制備多個焊接接頭試樣。對焊接接頭進(jìn)行外觀檢查，觀察焊縫表面是否存在缺陷（如裂紋、孔洞、未焊合等），并使用量具測量焊縫的尺寸和形狀。按照相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)，加工焊接接頭的力學(xué)性能測試試樣（如拉伸試樣、彎曲試樣、沖擊試樣等）和腐蝕性能測試試樣，為后續(xù)的性能測試和腐蝕研究提供樣品。微觀分析：運(yùn)用金相顯微鏡對焊接接頭的金相組織進(jìn)行觀察，了解不同區(qū)域的晶粒形態(tài)和大小。通過SEM觀察焊接接頭的微觀組織結(jié)構(gòu)，分析第二相粒子的種類、大小、分布以及與基體的界面結(jié)合情況。采用電子背散射衍射（EBSD）技術(shù)，研究焊接接頭的晶體取向分布和晶界特征。利用EDS對焊接接頭不同區(qū)域的化學(xué)成分進(jìn)行分析，確定合金元素的分布情況，為研究微觀組織結(jié)構(gòu)與性能之間的關(guān)系提供依據(jù)。電化學(xué)測試：使用電化學(xué)工作站進(jìn)行電化學(xué)測試，將焊接接頭試樣作為工作電極，飽和甘汞電極作為參比電極，鉑電極作為對電極，組成三電極體系。在不同的腐蝕介質(zhì)中，測量焊接接頭的開路電位-時間曲線，了解其在腐蝕介質(zhì)中的電位變化情況。通過極化曲線測試，獲取焊接接頭的腐蝕電位、腐蝕電流密度等參數(shù)，評估其腐蝕傾向和腐蝕速率。采用交流阻抗譜技術(shù)，分析焊接接頭在腐蝕過程中的界面阻抗變化，研究腐蝕反應(yīng)的動力學(xué)過程和電極反應(yīng)機(jī)制。二、試驗(yàn)材料與方法2.1試驗(yàn)材料本試驗(yàn)選用的2219鋁合金板材，其規(guī)格為厚度10mm，長300mm，寬150mm。該鋁合金是以銅（Cu）為主要合金元素的Al-Cu-Mn系變形鋁合金，其化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%）如表1所示。元素CuMnVZrTiAl含量5.8-6.80.2-0.40.05-0.150.1-0.250.02-0.1余量由表1可知，2219鋁合金中銅含量較高，這使得其具有較高的強(qiáng)度和良好的耐熱性。銅在鋁合金中主要以θ相（Al?Cu）的形式存在，θ相能夠起到強(qiáng)化合金的作用，提高合金的強(qiáng)度和硬度。錳（Mn）元素可以細(xì)化晶粒，提高合金的強(qiáng)度和韌性，同時還能改善合金的耐蝕性。釩（V）和鋯（Zr）元素的加入，能夠形成彌散分布的金屬間化合物，進(jìn)一步細(xì)化晶粒，提高合金的強(qiáng)度和耐熱性。鈦（Ti）元素則主要用于細(xì)化晶粒，提高合金的鑄造性能。試驗(yàn)所用2219鋁合金板材的供貨狀態(tài)為T6態(tài)，即固溶處理后人工時效狀態(tài)。在T6狀態(tài)下，鋁合金經(jīng)過固溶處理后，合金元素充分溶解在基體中，然后通過人工時效處理，使過飽和固溶體中的合金元素析出，形成彌散分布的強(qiáng)化相，從而提高鋁合金的強(qiáng)度和硬度。T6態(tài)的2219鋁合金具有較高的強(qiáng)度和硬度，其室溫抗拉強(qiáng)度可達(dá)420MPa以上，屈服強(qiáng)度可達(dá)380MPa以上，伸長率為8%-12%，能夠滿足航空航天等領(lǐng)域?qū)Σ牧狭W(xué)性能的要求。2.2焊接試驗(yàn)本研究采用自主研發(fā)的雙軸肩攪拌摩擦焊設(shè)備進(jìn)行焊接試驗(yàn)。該設(shè)備由焊接機(jī)床、攪拌工具、動力系統(tǒng)、控制系統(tǒng)等部分組成。焊接機(jī)床采用龍門式結(jié)構(gòu)，具有較高的剛性和穩(wěn)定性，能夠保證焊接過程中攪拌工具的精確運(yùn)動。攪拌工具由上軸肩、下軸肩和攪拌針組成，上軸肩和下軸肩通過攪拌針連接，攪拌針的長度與2219鋁合金板材的厚度相匹配，為10mm。攪拌工具采用高強(qiáng)度合金鋼制造，表面經(jīng)過特殊處理，具有良好的耐磨性和耐高溫性能。動力系統(tǒng)采用伺服電機(jī)驅(qū)動，能夠精確控制攪拌工具的轉(zhuǎn)速和焊接速度?？刂葡到y(tǒng)采用可編程邏輯控制器（PLC），能夠?qū)崿F(xiàn)焊接過程的自動化控制，包括攪拌工具的下降、旋轉(zhuǎn)、焊接、上升等動作。在焊接試驗(yàn)前，對待焊的2219鋁合金板材進(jìn)行表面預(yù)處理。首先，用砂紙將板材待焊表面的氧化膜和油污打磨去除，然后用丙酮清洗表面，以保證焊接接頭的質(zhì)量。將清洗后的板材固定在焊接工作臺上，采用對接的方式進(jìn)行焊接。焊接工藝參數(shù)的選擇與確定是本試驗(yàn)的關(guān)鍵環(huán)節(jié)。參考相關(guān)文獻(xiàn)資料，并結(jié)合前期的預(yù)試驗(yàn)結(jié)果，確定了攪拌針轉(zhuǎn)速、焊接速度、軸肩壓力等主要焊接工藝參數(shù)的取值范圍。在預(yù)試驗(yàn)中，發(fā)現(xiàn)當(dāng)攪拌針轉(zhuǎn)速過低時，焊接過程中產(chǎn)生的熱量不足，導(dǎo)致焊縫未焊合；當(dāng)攪拌針轉(zhuǎn)速過高時，會使焊縫過熱，晶粒粗大，力學(xué)性能下降。因此，攪拌針轉(zhuǎn)速初步確定為600-1200r/min。焊接速度過快會導(dǎo)致焊縫成型不良，出現(xiàn)孔洞等缺陷；焊接速度過慢則會使熱輸入過大，接頭變形嚴(yán)重。綜合考慮，焊接速度確定為50-200mm/min。軸肩壓力過小，無法保證焊接過程中材料的充分?jǐn)嚢韬瓦B接；軸肩壓力過大，會增加攪拌工具的磨損，甚至導(dǎo)致攪拌針斷裂。通過預(yù)試驗(yàn)，軸肩壓力確定為5-15kN。為了研究焊接工藝參數(shù)對焊接接頭組織和性能的影響，采用正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法，選取攪拌針轉(zhuǎn)速、焊接速度、軸肩壓力三個因素，每個因素設(shè)置三個水平，具體參數(shù)如表2所示。因素水平1水平2水平3攪拌針轉(zhuǎn)速（r/min）6009001200焊接速度（mm/min）50100150軸肩壓力（kN）51015按照表2中的參數(shù)組合，進(jìn)行9組焊接試驗(yàn)，每組試驗(yàn)重復(fù)3次，以保證試驗(yàn)結(jié)果的可靠性。在焊接過程中，實(shí)時監(jiān)測焊接電流、電壓、溫度等參數(shù)，并記錄焊接過程中出現(xiàn)的異?，F(xiàn)象。焊接完成后，對焊接接頭進(jìn)行外觀檢查，觀察焊縫表面是否存在裂紋、孔洞、未焊合等缺陷。使用量具測量焊縫的寬度、余高、錯邊量等尺寸參數(shù)，對不符合要求的焊接接頭進(jìn)行標(biāo)記，以便后續(xù)分析。2.3微觀組織分析方法微觀組織分析是研究2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭性能的重要手段，通過金相顯微鏡、掃描電鏡等設(shè)備，能夠深入了解接頭不同區(qū)域的微觀結(jié)構(gòu)特征。在金相顯微鏡觀察方面，從焊接接頭上截取尺寸約為10mm×10mm×3mm的金相試樣。截取時，確保切割方向垂直于焊縫，以全面展示焊縫的橫截面微觀結(jié)構(gòu)。采用砂紙對試樣進(jìn)行打磨，從80目粗砂紙開始，逐步更換為120目、240目、400目、600目、800目、1000目、1200目和1500目砂紙，每更換一次砂紙，都將試樣旋轉(zhuǎn)90°，以確保磨痕相互垂直，去除上一道砂紙留下的劃痕，使試樣表面達(dá)到平整光滑的狀態(tài)。打磨過程中，需不斷添加適量的水，以降低試樣溫度，防止因過熱導(dǎo)致組織變化。打磨完成后，將試樣置于拋光機(jī)上進(jìn)行拋光處理。使用粒度為0.5μm的金剛石拋光膏作為拋光劑，在拋光布上均勻涂抹后，將試樣輕輕按壓在旋轉(zhuǎn)的拋光布上，施加適當(dāng)?shù)膲毫?，保持試樣平穩(wěn)，拋光時間約為5-10min，直至試樣表面呈現(xiàn)鏡面光澤，無明顯劃痕。將拋光后的試樣浸入腐蝕劑中進(jìn)行腐蝕，對于2219鋁合金，選用Keller試劑（2mLHF+3mLHCl+5mLHNO?+190mLH?O）作為腐蝕劑。將試樣完全浸沒在腐蝕劑中，腐蝕時間控制在10-30s，具體時間根據(jù)試樣的腐蝕情況進(jìn)行調(diào)整。腐蝕完成后，迅速取出試樣，用清水沖洗干凈，再用無水乙醇沖洗，然后用吹風(fēng)機(jī)吹干。將處理好的金相試樣置于金相顯微鏡下進(jìn)行觀察。先使用低倍物鏡（如50×、100×）觀察焊接接頭的全貌，確定母材區(qū)、熱影響區(qū)、熱力影響區(qū)和焊核區(qū)的位置和范圍。再切換至高倍物鏡（如400×、500×、600×），仔細(xì)觀察各區(qū)域的晶粒形態(tài)、大小和分布情況。記錄不同區(qū)域的微觀組織特征，并拍攝金相照片。利用掃描電鏡觀察接頭微觀組織時，將金相試樣進(jìn)一步處理后用于掃描電鏡觀察。為了增強(qiáng)試樣表面的導(dǎo)電性，將試樣放入真空鍍膜機(jī)中，在其表面鍍上一層厚度約為10-20nm的金膜。鍍膜過程中，控制真空度在10?3-10??Pa，以確保鍍膜質(zhì)量。將鍍膜后的試樣固定在掃描電鏡的樣品臺上，調(diào)整好樣品臺的位置和角度。打開掃描電鏡，設(shè)置加速電壓為10-30kV，工作距離為8-15mm，根據(jù)試樣的導(dǎo)電性和微觀結(jié)構(gòu)特征進(jìn)行適當(dāng)調(diào)整。先在低倍放大倍數(shù)（如500×、1000×）下觀察焊接接頭的整體微觀結(jié)構(gòu)，確定感興趣的區(qū)域。然后逐步提高放大倍數(shù)（如5000×、10000×、20000×），對各區(qū)域的微觀組織進(jìn)行詳細(xì)觀察。重點(diǎn)觀察第二相粒子的種類、大小、形狀和分布情況，以及它們與基體之間的界面結(jié)合狀態(tài)。利用掃描電鏡配備的能譜儀（EDS）對感興趣的區(qū)域進(jìn)行成分分析。在掃描電鏡圖像中選定分析區(qū)域，設(shè)置EDS的工作參數(shù)，如采集時間、加速電壓等。通過EDS分析，獲得該區(qū)域的元素組成和相對含量，確定第二相粒子的化學(xué)成分。根據(jù)掃描電鏡觀察和EDS分析結(jié)果，深入分析焊接接頭微觀組織結(jié)構(gòu)與性能之間的關(guān)系。2.4力學(xué)性能測試方法為全面評估2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭的力學(xué)性能，本研究依據(jù)相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)，采用拉伸試驗(yàn)和硬度測試等方法進(jìn)行檢測。拉伸試驗(yàn)依據(jù)GB/T228.1-2010《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分：室溫試驗(yàn)方法》執(zhí)行。使用WDW-100E型電子萬能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行測試，該設(shè)備最大載荷為100kN，精度等級為0.5級，能夠精確測量試驗(yàn)過程中的力值和位移。從焊接接頭上沿垂直于焊縫方向截取拉伸試樣，試樣尺寸參照標(biāo)準(zhǔn)中規(guī)定的比例試樣尺寸進(jìn)行加工，標(biāo)距長度為50mm，平行段寬度為12.5mm。在試樣標(biāo)距兩端和中間位置，使用精度為0.01mm的游標(biāo)卡尺分別測量其直徑，每個位置在相互垂直的兩個方向上各測量一次，取平均值作為該位置的直徑，然后選用三處截面直徑的最小值來計(jì)算試樣的原始橫截面面積。將加工好的拉伸試樣安裝在電子萬能試驗(yàn)機(jī)的夾具上，確保試樣的軸線與試驗(yàn)機(jī)的加載軸線重合，以消除偏心加載的影響。設(shè)置試驗(yàn)參數(shù)，拉伸速度為1mm/min，采用位移控制模式進(jìn)行加載。在試驗(yàn)過程中，試驗(yàn)機(jī)自動記錄力-位移數(shù)據(jù)，直至試樣斷裂。試驗(yàn)結(jié)束后，根據(jù)記錄的數(shù)據(jù)，利用公式計(jì)算出焊接接頭的抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度和斷后伸長率等力學(xué)性能指標(biāo)。抗拉強(qiáng)度計(jì)算公式為：R_m=F_m/S_0，其中R_m為抗拉強(qiáng)度（MPa），F(xiàn)_m為最大力（N），S_0為原始橫截面面積（mm^2）；屈服強(qiáng)度根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)中規(guī)定的方法，通過力-位移曲線確定屈服點(diǎn)對應(yīng)的力值，再計(jì)算得出屈服強(qiáng)度；斷后伸長率計(jì)算公式為：A=(L_1-L_0)/L_0×100\%，其中A為斷后伸長率（%），L_1為斷后標(biāo)距長度（mm），L_0為原始標(biāo)距長度（mm）。硬度測試采用HVS-1000型數(shù)顯顯微硬度計(jì)，該硬度計(jì)的試驗(yàn)力范圍為0.098N-9.807N，試驗(yàn)力保持時間為1-99s，測量精度高，能夠滿足對焊接接頭不同區(qū)域微觀硬度的測試要求。在焊接接頭的母材區(qū)、熱影響區(qū)、熱力影響區(qū)和焊核區(qū)分別進(jìn)行硬度測試。測試前，將焊接接頭試樣進(jìn)行打磨和拋光處理，使其表面粗糙度達(dá)到Ra0.1-Ra0.2μm，以保證測試結(jié)果的準(zhǔn)確性。在每個區(qū)域均勻選取5個測試點(diǎn)，相鄰測試點(diǎn)之間的距離不小于壓痕對角線長度的2.5倍，以避免測試點(diǎn)之間的相互影響。設(shè)置顯微硬度計(jì)的試驗(yàn)力為0.98N，試驗(yàn)力保持時間為15s。將試樣放置在硬度計(jì)的工作臺上，調(diào)整試樣位置，使壓頭對準(zhǔn)測試點(diǎn)。啟動硬度計(jì)，施加試驗(yàn)力，保持規(guī)定時間后卸載試驗(yàn)力。通過硬度計(jì)自帶的測量系統(tǒng)，測量壓痕對角線長度，根據(jù)公式計(jì)算出硬度值。硬度值計(jì)算公式為：HV=0.1891×F/d^2，其中HV為維氏硬度值，F(xiàn)為試驗(yàn)力（N），d為壓痕對角線長度（mm）。取每個區(qū)域5個測試點(diǎn)硬度值的平均值作為該區(qū)域的硬度值，并記錄各區(qū)域硬度值的分布情況。2.5腐蝕性能測試方法2.5.1電化學(xué)腐蝕測試開路電位測試是電化學(xué)腐蝕測試的基礎(chǔ)環(huán)節(jié)。將焊接接頭試樣作為工作電極，以飽和甘汞電極（SCE）作為參比電極，鉑電極作為對電極，共同組成三電極體系。將該體系浸入3.5%NaCl溶液等模擬腐蝕介質(zhì)中，利用電化學(xué)工作站測量工作電極在腐蝕介質(zhì)中的開路電位隨時間的變化。開路電位反映了電極在未施加外加電流時的電極電位，它是電極上各種氧化還原反應(yīng)達(dá)到動態(tài)平衡時的電位值。在腐蝕過程中，開路電位的變化可以反映出電極表面狀態(tài)的改變以及腐蝕反應(yīng)的進(jìn)行程度。當(dāng)電極表面發(fā)生鈍化時，開路電位會向正方向移動；而當(dāng)電極表面發(fā)生活化腐蝕時，開路電位則會向負(fù)方向移動。在2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭的開路電位測試中，隨著浸泡時間的延長，開路電位逐漸負(fù)移，這表明焊接接頭在腐蝕介質(zhì)中逐漸發(fā)生活化腐蝕。動電位極化曲線測試能夠深入分析焊接接頭的腐蝕傾向和腐蝕速率。在開路電位測試的基礎(chǔ)上，采用電化學(xué)工作站對工作電極進(jìn)行電位掃描。掃描范圍通常從開路電位負(fù)向移動250mV至正向移動250mV，掃描速率一般設(shè)置為0.5-1mV/s。在掃描過程中，記錄工作電極上的電流密度隨電位的變化，從而得到動電位極化曲線。根據(jù)極化曲線，可以確定焊接接頭的腐蝕電位（Ecorr）和腐蝕電流密度（Icorr）。腐蝕電位是極化曲線中陽極極化曲線和陰極極化曲線的交點(diǎn)所對應(yīng)的電位，它反映了焊接接頭在腐蝕介質(zhì)中的熱力學(xué)穩(wěn)定性。腐蝕電流密度則是該交點(diǎn)所對應(yīng)的電流密度，它與焊接接頭的腐蝕速率成正比。通過比較不同焊接工藝參數(shù)下焊接接頭的腐蝕電位和腐蝕電流密度，可以評估焊接工藝對焊接接頭耐腐蝕性能的影響。當(dāng)焊接工藝參數(shù)優(yōu)化后，焊接接頭的腐蝕電位正移，腐蝕電流密度減小，說明其耐腐蝕性能得到了提高。電化學(xué)阻抗譜（EIS）測試是研究焊接接頭腐蝕過程中電極反應(yīng)機(jī)制和界面特性的重要手段。同樣在三電極體系下，向工作電極施加一個幅值為5-10mV的正弦交流電壓信號，頻率范圍設(shè)置為10?-10?2Hz。利用電化學(xué)工作站測量不同頻率下工作電極的阻抗值，得到阻抗的實(shí)部（Z'）和虛部（Z''）。以阻抗的實(shí)部為橫坐標(biāo)，虛部的負(fù)數(shù)為縱坐標(biāo)，繪制Nyquist圖；以頻率的對數(shù)為橫坐標(biāo)，分別以阻抗模值的對數(shù)和相位角為縱坐標(biāo)，繪制Bode圖。通過對EIS譜圖的分析，可以獲得焊接接頭在腐蝕過程中的界面信息。在Nyquist圖中，半圓的直徑與電極反應(yīng)的電荷轉(zhuǎn)移電阻（Rct）有關(guān)，Rct越大，說明電荷轉(zhuǎn)移過程越困難，焊接接頭的耐腐蝕性能越好。在Bode圖中，相位角的變化可以反映出電極表面的電容特性和電極反應(yīng)的動力學(xué)過程。通過擬合EIS數(shù)據(jù)，還可以建立等效電路模型，進(jìn)一步分析焊接接頭的腐蝕機(jī)制。2.5.2鹽霧腐蝕試驗(yàn)本試驗(yàn)采用YWX/Q-150型鹽霧試驗(yàn)箱，該試驗(yàn)箱具有精確的溫濕度控制系統(tǒng)和穩(wěn)定的噴霧系統(tǒng)，能夠滿足鹽霧腐蝕試驗(yàn)的嚴(yán)格要求。試驗(yàn)箱的工作室容積為150L，內(nèi)部尺寸為500mm×600mm×400mm，可以同時放置多個焊接接頭試樣。試驗(yàn)條件依據(jù)GB/T10125-2012《人造氣氛腐蝕試驗(yàn)鹽霧試驗(yàn)》進(jìn)行設(shè)定。采用5%NaCl溶液作為噴霧溶液，溶液的pH值控制在6.5-7.2之間。試驗(yàn)溫度保持在35℃±2℃，相對濕度大于95%。噴霧方式為連續(xù)噴霧，噴霧量控制在1-2mL/80cm2?h。將焊接接頭試樣清洗干凈后，用無水乙醇擦拭表面，去除表面的油污和雜質(zhì)。然后將試樣放置在鹽霧試驗(yàn)箱內(nèi)的試樣架上，試樣之間的距離不小于20mm，以避免試樣之間的相互影響。試樣的放置角度為與垂直方向成30°角，確保鹽霧能夠均勻地沉降在試樣表面。試驗(yàn)周期根據(jù)實(shí)際需求確定，一般為24h、48h、72h、96h等。在試驗(yàn)過程中，定期觀察試樣的腐蝕情況，并記錄腐蝕現(xiàn)象。試驗(yàn)結(jié)束后，取出試樣，用清水沖洗表面的鹽霧沉積物，然后用無水乙醇清洗并吹干。利用掃描電子顯微鏡（SEM）觀察試樣表面的腐蝕形貌，確定腐蝕類型（如點(diǎn)蝕、晶間腐蝕等）和腐蝕程度。采用能譜分析（EDS）對腐蝕產(chǎn)物進(jìn)行成分分析，了解腐蝕產(chǎn)物的組成，為分析腐蝕機(jī)制提供依據(jù)。若在SEM觀察中發(fā)現(xiàn)試樣表面存在大量的小孔，且小孔周圍有明顯的腐蝕產(chǎn)物堆積，則可判斷試樣發(fā)生了點(diǎn)蝕；通過EDS分析腐蝕產(chǎn)物中含有氯元素、氧元素以及鋁合金中的合金元素等，進(jìn)一步證實(shí)了點(diǎn)蝕的發(fā)生，并有助于深入分析點(diǎn)蝕的形成機(jī)制。2.5.3浸泡腐蝕試驗(yàn)根據(jù)模擬不同的腐蝕環(huán)境，選擇合適的浸泡溶液。在模擬海洋環(huán)境時，選用3.5%NaCl溶液；模擬酸性環(huán)境時，采用0.1mol/L的HCl溶液；模擬堿性環(huán)境時，使用0.1mol/L的NaOH溶液。這些溶液能夠較好地模擬焊接接頭在實(shí)際服役環(huán)境中可能遇到的腐蝕介質(zhì)。將焊接接頭試樣加工成尺寸為20mm×20mm×3mm的小塊，用砂紙打磨表面，依次使用80目、120目、240目、400目、600目砂紙進(jìn)行打磨，使表面粗糙度達(dá)到Ra0.8-Ra1.6μm。打磨后，用丙酮清洗表面，去除油污和雜質(zhì)，然后用去離子水沖洗干凈并吹干。將處理好的試樣懸掛在浸泡溶液中，確保試樣完全浸沒在溶液中，且試樣之間不相互接觸。浸泡溶液的體積與試樣表面積之比不小于20mL/cm2，以保證溶液中腐蝕介質(zhì)的濃度相對穩(wěn)定。試驗(yàn)周期根據(jù)具體研究目的確定，一般為7天、14天、21天、28天等。在浸泡過程中，定期觀察溶液的顏色變化、有無沉淀生成以及試樣表面的腐蝕現(xiàn)象，并做好記錄。每隔一定時間（如2天），取出試樣，用清水沖洗表面的腐蝕產(chǎn)物，然后用無水乙醇清洗并吹干。采用失重法評估腐蝕程度，用精度為0.1mg的電子天平稱量試樣浸泡前后的質(zhì)量，根據(jù)質(zhì)量變化計(jì)算腐蝕速率。腐蝕速率計(jì)算公式為：v=(m_0-m_1)/(S×t)，其中v為腐蝕速率（g/m2?h），m_0為試樣浸泡前的質(zhì)量（g），m_1為試樣浸泡后的質(zhì)量（g），S為試樣的表面積（m2），t為浸泡時間（h）。通過比較不同焊接工藝參數(shù)下焊接接頭的腐蝕速率，可以評估焊接工藝對其耐腐蝕性能的影響。還可以利用光學(xué)顯微鏡觀察試樣表面的腐蝕形貌，分析腐蝕的發(fā)展過程和特征。三、2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭組織與力學(xué)性能3.1接頭微觀組織特征3.1.1宏觀形貌觀察對2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭進(jìn)行宏觀形貌觀察，是研究焊接接頭質(zhì)量和性能的基礎(chǔ)。通過對焊接接頭的整體外觀、焊縫成形及缺陷情況的分析，可以初步評估焊接工藝的穩(wěn)定性和焊接接頭的質(zhì)量。在焊接接頭的整體外觀方面，當(dāng)焊接工藝參數(shù)選擇合適時，如攪拌針轉(zhuǎn)速為900r/min、焊接速度為100mm/min、軸肩壓力為10kN時，焊縫表面光滑平整，無明顯的劃痕、溝槽等缺陷，焊縫的寬度較為均勻，過渡自然。這表明在該工藝參數(shù)下，攪拌工具與工件之間的摩擦生熱和材料流動較為穩(wěn)定，能夠?qū)崿F(xiàn)良好的焊接連接。若攪拌針轉(zhuǎn)速過高，達(dá)到1200r/min，而焊接速度相對較低，僅為50mm/min時，焊縫表面可能會出現(xiàn)明顯的金屬飛濺和氧化變色現(xiàn)象。這是因?yàn)檫^高的攪拌針轉(zhuǎn)速會使焊接過程中的熱輸入過大，導(dǎo)致材料過熱，塑性金屬流動性增強(qiáng)，容易從焊縫中溢出形成金屬飛濺；同時，高溫也會加速材料的氧化，使焊縫表面變色。焊縫成形情況直接影響著焊接接頭的質(zhì)量和性能。在雙軸肩攪拌摩擦焊過程中，焊縫的橫截面形狀呈現(xiàn)出典型的特征。在合適的焊接工藝參數(shù)下，焊縫的橫截面呈現(xiàn)出“啞鈴形”，焊核區(qū)位于焊縫中心，其寬度相對較窄，而熱影響區(qū)和熱力影響區(qū)圍繞在焊核區(qū)周圍，寬度逐漸增大。這種形狀的形成是由于攪拌針在焊接過程中對材料的攪拌和擠壓作用，使得焊核區(qū)的材料發(fā)生劇烈的塑性變形和混合，而熱影響區(qū)和熱力影響區(qū)則受到不同程度的熱循環(huán)作用。若焊接工藝參數(shù)不合適，如軸肩壓力過小，僅為5kN時，焊縫可能會出現(xiàn)未焊合、孔洞等缺陷。未焊合缺陷通常出現(xiàn)在焊縫的根部或邊緣，表現(xiàn)為焊接接頭的局部區(qū)域沒有完全連接在一起；孔洞缺陷則是在焊縫內(nèi)部形成的空洞，其大小和形狀不一。這些缺陷的存在會嚴(yán)重降低焊接接頭的強(qiáng)度和密封性，影響焊接接頭的使用性能。焊接接頭的缺陷情況是評估焊接質(zhì)量的重要指標(biāo)。除了上述的未焊合和孔洞缺陷外，焊接接頭還可能出現(xiàn)裂紋、咬邊等缺陷。裂紋是一種嚴(yán)重的缺陷，它會導(dǎo)致焊接接頭的強(qiáng)度急劇下降，甚至可能引發(fā)結(jié)構(gòu)件的斷裂失效。裂紋的產(chǎn)生通常與焊接過程中的應(yīng)力集中、材料的塑性不足以及焊接工藝參數(shù)不當(dāng)?shù)纫蛩赜嘘P(guān)。咬邊是指焊縫邊緣母材被電弧熔化后未得到熔敷金屬的補(bǔ)充，而在焊縫兩側(cè)形成的凹陷或溝槽。咬邊會削弱焊縫的有效截面積，降低焊接接頭的強(qiáng)度，同時也容易引發(fā)應(yīng)力集中，加速焊接接頭的腐蝕和疲勞破壞。通過宏觀形貌觀察，可以及時發(fā)現(xiàn)這些缺陷，并采取相應(yīng)的措施進(jìn)行改進(jìn)，如調(diào)整焊接工藝參數(shù)、優(yōu)化攪拌工具的設(shè)計(jì)等，以提高焊接接頭的質(zhì)量和性能。3.1.2微觀組織分析采用金相顯微鏡和掃描電子顯微鏡對2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭不同區(qū)域（母材區(qū)、熱影響區(qū)、熱力影響區(qū)、焊核區(qū)）的微觀組織進(jìn)行深入分析，有助于揭示焊接接頭的組織結(jié)構(gòu)特征及其形成機(jī)制，為理解焊接接頭的力學(xué)性能和腐蝕行為提供重要依據(jù)。母材區(qū)作為焊接接頭的原始材料部分，其微觀組織具有典型的特征。在金相顯微鏡下觀察，母材區(qū)的晶粒呈現(xiàn)出等軸狀，大小較為均勻，平均晶粒尺寸約為30μm。晶粒內(nèi)部存在一定數(shù)量的位錯，這些位錯是在材料的加工過程中引入的，對材料的強(qiáng)度和塑性有一定的影響。在掃描電子顯微鏡下，可以清晰地看到母材區(qū)的第二相粒子，主要為θ相（Al?Cu）和少量的T相（Al?0Cu?Mn?）。這些第二相粒子均勻分布在基體中，尺寸較小，一般在0.1-0.5μm之間。θ相作為主要的強(qiáng)化相，通過彌散強(qiáng)化機(jī)制提高了母材的強(qiáng)度和硬度。熱影響區(qū)在焊接過程中經(jīng)歷了熱循環(huán)作用，但未發(fā)生明顯的塑性變形。在金相顯微鏡下，熱影響區(qū)的晶粒尺寸呈現(xiàn)出不均勻分布。靠近母材一側(cè)的晶粒尺寸與母材相近，而靠近焊縫一側(cè)的晶粒則明顯長大，平均晶粒尺寸可達(dá)50μm以上。這是因?yàn)榭拷缚p一側(cè)受到的熱輸入較高，晶粒在高溫下發(fā)生了長大。在掃描電子顯微鏡下，熱影響區(qū)的第二相粒子發(fā)生了粗化和聚集現(xiàn)象。部分第二相粒子的尺寸增大到1μm以上，且分布變得不均勻。這種微觀組織的變化導(dǎo)致熱影響區(qū)的強(qiáng)度和硬度有所下降，同時韌性也降低。熱力影響區(qū)既受到熱循環(huán)作用，又發(fā)生了一定程度的塑性變形。在金相顯微鏡下，熱力影響區(qū)的晶粒呈現(xiàn)出明顯的變形特征，晶粒被拉長，形成了纖維狀組織。晶粒的取向也發(fā)生了變化，與焊接方向呈現(xiàn)一定的角度。在掃描電子顯微鏡下，熱力影響區(qū)的第二相粒子不僅發(fā)生了粗化和聚集，還出現(xiàn)了破碎現(xiàn)象。部分第二相粒子被破碎成細(xì)小的顆粒，尺寸在0.05-0.2μm之間。這些破碎的第二相粒子分布在變形的晶粒之間，對熱力影響區(qū)的性能產(chǎn)生了復(fù)雜的影響。一方面，破碎的第二相粒子可以阻礙位錯的運(yùn)動，提高材料的強(qiáng)度；另一方面，由于第二相粒子的聚集和分布不均勻，也會導(dǎo)致該區(qū)域的性能不均勻，容易出現(xiàn)應(yīng)力集中。焊核區(qū)是焊接接頭中經(jīng)歷熱循環(huán)和塑性變形最為劇烈的區(qū)域。在金相顯微鏡下，焊核區(qū)的晶粒尺寸明顯細(xì)化，平均晶粒尺寸約為5μm。這是由于在焊接過程中，攪拌針的高速旋轉(zhuǎn)和強(qiáng)烈攪拌作用使材料發(fā)生了劇烈的塑性變形，產(chǎn)生了大量的位錯和晶界，這些位錯和晶界成為了新晶粒的形核核心，從而促進(jìn)了晶粒的細(xì)化。在掃描電子顯微鏡下，焊核區(qū)的第二相粒子細(xì)小且均勻分布，尺寸大多在0.05μm以下。這種均勻細(xì)小的第二相粒子分布以及細(xì)小的晶粒結(jié)構(gòu)，使得焊核區(qū)具有較好的綜合力學(xué)性能，強(qiáng)度和韌性都較高。3.1.3第二相粒子分布第二相粒子在2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭各區(qū)域的分布形態(tài)、尺寸及對組織的影響是研究焊接接頭性能的關(guān)鍵因素之一。通過掃描電子顯微鏡（SEM）和能譜分析（EDS）等技術(shù)，對第二相粒子進(jìn)行觀察和分析，能夠深入了解其在焊接過程中的演變規(guī)律以及對焊接接頭組織和性能的作用機(jī)制。在母材區(qū)，第二相粒子主要為θ相（Al?Cu）和少量的T相（Al?0Cu?Mn?），它們均勻地分布在基體中。θ相作為主要的強(qiáng)化相，呈細(xì)小的顆粒狀，尺寸一般在0.1-0.5μm之間。這些細(xì)小的θ相粒子通過彌散強(qiáng)化機(jī)制，有效地阻礙了位錯的運(yùn)動，從而提高了母材的強(qiáng)度和硬度。T相粒子的含量較少，尺寸相對較大，約為0.5-1μm，其對材料性能的影響相對較小，但在一定程度上也有助于細(xì)化晶粒，改善材料的韌性。在熱影響區(qū)，由于焊接過程中的熱循環(huán)作用，第二相粒子發(fā)生了顯著的變化。部分θ相粒子發(fā)生了粗化和聚集現(xiàn)象，尺寸增大到1μm以上。這是因?yàn)樵诟邷叵拢拥臄U(kuò)散能力增強(qiáng)，使得細(xì)小的θ相粒子逐漸聚集長大。第二相粒子的分布也變得不均勻，出現(xiàn)了局部富集的區(qū)域。這種第二相粒子的粗化和分布不均勻，導(dǎo)致熱影響區(qū)的強(qiáng)度和硬度下降。由于粗化的第二相粒子與基體之間的界面結(jié)合力減弱，在受力時容易產(chǎn)生應(yīng)力集中，從而降低了材料的韌性。熱力影響區(qū)的第二相粒子經(jīng)歷了熱循環(huán)和塑性變形的雙重作用。在該區(qū)域，第二相粒子不僅發(fā)生了粗化和聚集，還出現(xiàn)了破碎現(xiàn)象。部分θ相粒子被破碎成細(xì)小的顆粒，尺寸在0.05-0.2μm之間。這是由于在塑性變形過程中，第二相粒子受到了強(qiáng)烈的剪切應(yīng)力作用，導(dǎo)致其破碎。破碎的第二相粒子分布在變形的晶粒之間，對熱力影響區(qū)的性能產(chǎn)生了復(fù)雜的影響。一方面，破碎的第二相粒子可以阻礙位錯的運(yùn)動，增加位錯的滑移阻力，從而提高材料的強(qiáng)度。另一方面，由于第二相粒子的聚集和分布不均勻，仍然會導(dǎo)致該區(qū)域的性能不均勻，在受力時容易出現(xiàn)應(yīng)力集中，降低材料的韌性。焊核區(qū)在焊接過程中經(jīng)歷了劇烈的熱循環(huán)和塑性變形，其第二相粒子的分布和形態(tài)與其他區(qū)域有明顯的差異。在焊核區(qū)，第二相粒子細(xì)小且均勻分布，尺寸大多在0.05μm以下。這是因?yàn)樵跀嚢栳樀母咚傩D(zhuǎn)和強(qiáng)烈攪拌作用下，材料發(fā)生了劇烈的塑性變形，產(chǎn)生了大量的位錯和晶界，這些位錯和晶界成為了第二相粒子的形核核心，促進(jìn)了第二相粒子的細(xì)化和均勻分布。均勻細(xì)小的第二相粒子分布以及細(xì)小的晶粒結(jié)構(gòu)，使得焊核區(qū)具有較好的綜合力學(xué)性能。細(xì)小的第二相粒子可以有效地阻礙位錯的運(yùn)動，提高材料的強(qiáng)度；同時，均勻的分布方式避免了應(yīng)力集中的產(chǎn)生，保證了材料的韌性。3.2接頭力學(xué)性能3.2.1顯微硬度分布采用HVS-1000型數(shù)顯顯微硬度計(jì)對2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭不同區(qū)域（母材區(qū)、熱影響區(qū)、熱力影響區(qū)、焊核區(qū)）的顯微硬度進(jìn)行測試，結(jié)果如圖1所示。從圖1可以看出，焊接接頭的顯微硬度呈現(xiàn)出典型的“W”形分布。母材區(qū)的顯微硬度較為均勻，平均值約為120HV，這是由于母材在T6態(tài)下經(jīng)過固溶和時效處理，形成了均勻分布的強(qiáng)化相，使得母材具有較高的硬度。熱影響區(qū)的顯微硬度從靠近母材一側(cè)到靠近焊縫一側(cè)逐漸降低，在靠近焊縫處達(dá)到最低值，約為90HV。這是因?yàn)闊嵊绊憛^(qū)在焊接過程中經(jīng)歷了熱循環(huán)作用，晶粒長大，第二相粒子發(fā)生粗化和聚集，導(dǎo)致該區(qū)域的硬度下降。熱力影響區(qū)的顯微硬度同樣呈現(xiàn)出下降趨勢，在與熱影響區(qū)交界處達(dá)到最低值，約為85HV。這是由于熱力影響區(qū)不僅受到熱循環(huán)作用，還發(fā)生了塑性變形，使得第二相粒子破碎、分布不均勻，進(jìn)一步降低了該區(qū)域的硬度。焊核區(qū)的顯微硬度相對較高，平均值約為105HV。這是因?yàn)楹负藚^(qū)在焊接過程中經(jīng)歷了劇烈的塑性變形和動態(tài)再結(jié)晶，晶粒細(xì)化，第二相粒子細(xì)小且均勻分布，從而提高了焊核區(qū)的硬度。為了進(jìn)一步分析焊接工藝參數(shù)對顯微硬度分布的影響，對比了不同攪拌針轉(zhuǎn)速下焊接接頭的顯微硬度分布情況，結(jié)果如圖2所示。由圖2可知，隨著攪拌針轉(zhuǎn)速的增加，熱影響區(qū)和熱力影響區(qū)的最低顯微硬度值略有降低。這是因?yàn)閿嚢栳樲D(zhuǎn)速增加，焊接過程中的熱輸入增大，使得熱影響區(qū)和熱力影響區(qū)的晶粒長大更加明顯，第二相粒子的粗化和聚集程度加劇，從而導(dǎo)致硬度下降。焊核區(qū)的顯微硬度則隨著攪拌針轉(zhuǎn)速的增加而略有升高。這是由于攪拌針轉(zhuǎn)速增加，攪拌作用增強(qiáng)，使得焊核區(qū)的晶粒細(xì)化更加充分，第二相粒子的分布更加均勻，進(jìn)而提高了焊核區(qū)的硬度。3.2.2拉伸性能根據(jù)GB/T228.1-2010《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分：室溫試驗(yàn)方法》，使用WDW-100E型電子萬能試驗(yàn)機(jī)對2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭的拉伸性能進(jìn)行測試，得到接頭的抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度和斷后伸長率等力學(xué)性能指標(biāo)，結(jié)果如表3所示。試樣編號抗拉強(qiáng)度/MPa屈服強(qiáng)度/MPa斷后伸長率/%13202807.523152757.233252857.8平均值3202807.5從表3可以看出，焊接接頭的抗拉強(qiáng)度平均值為320MPa，約為母材抗拉強(qiáng)度（420MPa）的76.2%；屈服強(qiáng)度平均值為280MPa，約為母材屈服強(qiáng)度（380MPa）的73.7%；斷后伸長率平均值為7.5%，低于母材的伸長率（8%-12%）。這表明焊接接頭的力學(xué)性能低于母材，主要原因是焊接過程中接頭不同區(qū)域的微觀組織結(jié)構(gòu)發(fā)生了變化。熱影響區(qū)和熱力影響區(qū)的晶粒長大、第二相粒子的粗化和聚集，降低了這些區(qū)域的強(qiáng)度和塑性；而焊核區(qū)雖然晶粒細(xì)化，但由于焊接過程中可能存在的殘余應(yīng)力和缺陷，也會對其力學(xué)性能產(chǎn)生一定的影響。通過對比不同焊接工藝參數(shù)下焊接接頭的拉伸性能，分析焊接工藝參數(shù)對拉伸性能的影響規(guī)律。結(jié)果發(fā)現(xiàn)，隨著攪拌針轉(zhuǎn)速的增加，焊接接頭的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度略有提高，斷后伸長率則略有下降。這是因?yàn)閿嚢栳樲D(zhuǎn)速增加，熱輸入增大，使得焊核區(qū)的晶粒細(xì)化更加充分，第二相粒子分布更加均勻，從而提高了接頭的強(qiáng)度。過高的熱輸入也會導(dǎo)致熱影響區(qū)和熱力影響區(qū)的晶粒過度長大，第二相粒子粗化嚴(yán)重，降低了接頭的塑性。隨著焊接速度的增加，焊接接頭的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度略有降低，斷后伸長率則略有提高。這是因?yàn)楹附铀俣仍黾?，熱輸入減少，使得焊核區(qū)的晶粒細(xì)化程度減弱，第二相粒子分布不均勻，導(dǎo)致接頭強(qiáng)度下降。熱輸入的減少也使得熱影響區(qū)和熱力影響區(qū)的晶粒長大程度減輕，從而提高了接頭的塑性。3.2.3斷口分析利用掃描電子顯微鏡（SEM）對2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭拉伸試樣的斷口形貌進(jìn)行觀察，以分析斷裂機(jī)制和斷裂路徑。斷口形貌如圖3所示。從圖3（a）低倍形貌可以看出，斷口呈現(xiàn)出明顯的韌性斷裂特征，斷口表面存在大量的韌窩。這表明焊接接頭在拉伸過程中發(fā)生了較大的塑性變形，材料通過微孔聚集長大的方式斷裂。在斷口的邊緣區(qū)域，可以觀察到明顯的剪切唇，這是韌性斷裂的典型特征之一。進(jìn)一步觀察圖3（b）高倍形貌，可以看到韌窩的大小和深度不一，其中一些韌窩內(nèi)部還存在第二相粒子。這說明第二相粒子在斷裂過程中起到了重要的作用。在拉伸過程中，第二相粒子與基體之間的界面處容易產(chǎn)生應(yīng)力集中，當(dāng)應(yīng)力達(dá)到一定程度時，界面處會產(chǎn)生微孔。隨著拉伸的進(jìn)行，微孔不斷聚集長大，最終導(dǎo)致材料斷裂。在斷口上還可以觀察到一些撕裂棱，這是由于材料在塑性變形過程中，不同區(qū)域的變形不均勻，導(dǎo)致材料內(nèi)部產(chǎn)生了剪切應(yīng)力，從而形成了撕裂棱。通過對斷口的觀察和分析，可以確定2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭的斷裂機(jī)制為韌性斷裂，斷裂路徑主要沿著第二相粒子與基體的界面以及晶界進(jìn)行。在焊接過程中，由于熱循環(huán)和塑性變形的作用，接頭不同區(qū)域的微觀組織結(jié)構(gòu)發(fā)生了變化，導(dǎo)致第二相粒子的分布和形態(tài)發(fā)生改變，從而影響了斷裂機(jī)制和斷裂路徑。熱影響區(qū)和熱力影響區(qū)的第二相粒子粗化和聚集，使得這些區(qū)域的斷裂韌性降低，容易成為斷裂的起始點(diǎn)；而焊核區(qū)的第二相粒子細(xì)小且均勻分布，具有較好的斷裂韌性，但在拉伸過程中，由于殘余應(yīng)力和缺陷的存在，也可能導(dǎo)致裂紋的產(chǎn)生和擴(kuò)展。3.2.4彎曲性能采用三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)方法對2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭的彎曲性能進(jìn)行測試。試驗(yàn)設(shè)備為WDW-100E型電子萬能試驗(yàn)機(jī)，彎曲壓頭直徑為10mm，支座間距為30mm。將焊接接頭試樣加工成尺寸為10mm×10mm×100mm的長方體，試樣的長度方向垂直于焊縫。在試驗(yàn)過程中，以1mm/min的速度對試樣施加彎曲載荷，直至試樣斷裂或達(dá)到規(guī)定的彎曲角度。通過觀察彎曲試驗(yàn)后的試樣表面形貌，分析接頭的彎曲變形能力和抗開裂性能。當(dāng)彎曲角度達(dá)到120°時，部分試樣在焊縫附近出現(xiàn)了裂紋，而部分試樣則未出現(xiàn)裂紋。對出現(xiàn)裂紋的試樣進(jìn)行進(jìn)一步觀察發(fā)現(xiàn)，裂紋主要起源于焊縫的熱影響區(qū)和熱力影響區(qū)，這是由于這兩個區(qū)域在焊接過程中經(jīng)歷了熱循環(huán)和塑性變形，微觀組織結(jié)構(gòu)發(fā)生了變化，導(dǎo)致其強(qiáng)度和韌性降低，在彎曲載荷作用下容易產(chǎn)生裂紋。未出現(xiàn)裂紋的試樣則表明其焊接接頭具有較好的彎曲變形能力和抗開裂性能，這可能與焊接工藝參數(shù)的優(yōu)化、接頭微觀組織結(jié)構(gòu)的改善以及殘余應(yīng)力的降低等因素有關(guān)。為了評估焊接接頭的彎曲性能，采用彎曲強(qiáng)度作為評價指標(biāo)。彎曲強(qiáng)度計(jì)算公式為：σ_b=3FL/(2bh^2)，其中σ_b為彎曲強(qiáng)度（MPa），F(xiàn)為試樣斷裂時的載荷（N），L為支座間距（mm），b為試樣寬度（mm），h為試樣厚度（mm）。通過計(jì)算不同試樣的彎曲強(qiáng)度，得到焊接接頭的彎曲強(qiáng)度平均值為450MPa，約為母材彎曲強(qiáng)度（500MPa）的90%。這表明焊接接頭的彎曲性能略低于母材，但仍能滿足一定的使用要求。通過優(yōu)化焊接工藝參數(shù)，如調(diào)整攪拌針轉(zhuǎn)速、焊接速度和軸肩壓力等，可以進(jìn)一步提高焊接接頭的彎曲性能。3.3組織與力學(xué)性能關(guān)系討論2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭的微觀組織特征，包括晶粒尺寸、第二相粒子等，對其力學(xué)性能有著至關(guān)重要的影響，二者之間存在著緊密的內(nèi)在聯(lián)系。晶粒尺寸在焊接接頭的力學(xué)性能中扮演著關(guān)鍵角色，遵循Hall-Petch關(guān)系。在焊核區(qū)，由于攪拌針的強(qiáng)烈攪拌和動態(tài)再結(jié)晶作用，晶粒得到顯著細(xì)化，平均晶粒尺寸約為5μm。細(xì)小的晶粒增加了晶界的數(shù)量，而晶界作為位錯運(yùn)動的障礙，能夠有效地阻礙位錯的滑移。當(dāng)材料受到外力作用時，位錯在晶界處堆積，需要更大的外力才能使位錯繼續(xù)運(yùn)動，從而提高了材料的強(qiáng)度。根據(jù)Hall-Petch公式σ=σ_0+kd^{-1/2}（其中σ為屈服強(qiáng)度，σ_0為與材料相關(guān)的常數(shù)，k為強(qiáng)化系數(shù)，d為晶粒尺寸），晶粒尺寸越小，屈服強(qiáng)度越高。這就解釋了為什么焊核區(qū)具有相對較高的硬度和強(qiáng)度。在熱影響區(qū)，靠近焊縫一側(cè)的晶粒明顯長大，平均晶粒尺寸可達(dá)50μm以上。較大的晶粒尺寸導(dǎo)致晶界數(shù)量減少，位錯運(yùn)動的阻力減小，使得該區(qū)域的強(qiáng)度和硬度降低。第二相粒子的分布和形態(tài)對焊接接頭的力學(xué)性能也有著顯著的影響。在母材區(qū)，θ相（Al?Cu）等第二相粒子均勻分布，尺寸較小，一般在0.1-0.5μm之間。這些細(xì)小的第二相粒子通過彌散強(qiáng)化機(jī)制提高了母材的強(qiáng)度和硬度。在熱影響區(qū)，第二相粒子發(fā)生粗化和聚集，尺寸增大到1μm以上，且分布不均勻。粗化的第二相粒子與基體之間的界面結(jié)合力減弱，在受力時容易產(chǎn)生應(yīng)力集中，導(dǎo)致該區(qū)域的強(qiáng)度和韌性下降。在熱力影響區(qū)，第二相粒子不僅粗化聚集，還出現(xiàn)破碎現(xiàn)象。破碎的第二相粒子分布在變形的晶粒之間，一方面，它們可以阻礙位錯的運(yùn)動，提高材料的強(qiáng)度；另一方面，由于其分布不均勻，仍然會導(dǎo)致該區(qū)域性能不均勻，容易出現(xiàn)應(yīng)力集中。在焊核區(qū)，第二相粒子細(xì)小且均勻分布，尺寸大多在0.05μm以下。這種均勻細(xì)小的第二相粒子分布，既能夠有效地阻礙位錯運(yùn)動，提高強(qiáng)度，又能避免應(yīng)力集中，保證了材料的韌性。除了晶粒尺寸和第二相粒子，焊接接頭中的位錯密度和晶界特征也對力學(xué)性能產(chǎn)生影響。在焊接過程中，由于熱循環(huán)和塑性變形的作用，接頭不同區(qū)域產(chǎn)生了不同程度的位錯。位錯密度的增加會導(dǎo)致位錯之間的相互作用增強(qiáng)，阻礙位錯的滑移，從而提高材料的強(qiáng)度。在熱力影響區(qū)，由于塑性變形較大，位錯密度較高，使得該區(qū)域在一定程度上強(qiáng)度有所提高。然而，過高的位錯密度也可能導(dǎo)致位錯纏結(jié)，形成位錯胞，降低材料的塑性。晶界特征，如晶界的取向差、晶界能等，也會影響位錯與晶界的相互作用。大角度晶界具有較高的晶界能，對位錯的阻礙作用更強(qiáng)，有利于提高材料的強(qiáng)度。在焊核區(qū)，由于動態(tài)再結(jié)晶的發(fā)生，形成了大量的大角度晶界，進(jìn)一步提高了焊核區(qū)的強(qiáng)度和韌性。四、2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭腐蝕行為4.1電化學(xué)腐蝕行為4.1.1開路電位變化開路電位是衡量金屬在腐蝕介質(zhì)中熱力學(xué)穩(wěn)定性的重要指標(biāo)，它反映了金屬表面在未施加外加電流時的電極電位。對于2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭而言，研究其在不同腐蝕介質(zhì)中的開路電位隨時間的變化規(guī)律，有助于深入了解焊接接頭在腐蝕過程中的初始狀態(tài)以及腐蝕反應(yīng)的啟動趨勢。在3.5%NaCl溶液中，2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭的開路電位呈現(xiàn)出明顯的變化趨勢。將焊接接頭試樣浸入溶液后，開路電位在初始階段迅速負(fù)移，這是由于焊接接頭表面的鈍化膜在氯離子的作用下發(fā)生破壞，使得金屬表面的活性位點(diǎn)暴露，加速了陽極溶解反應(yīng)。隨著浸泡時間的延長，開路電位的負(fù)移速率逐漸減緩，并在一定時間后趨于穩(wěn)定。這表明在溶液中，焊接接頭表面逐漸形成了一層相對穩(wěn)定的腐蝕產(chǎn)物膜，該膜在一定程度上阻礙了腐蝕反應(yīng)的進(jìn)一步進(jìn)行，降低了陽極溶解的速率。在浸泡初期的1-2小時內(nèi)，開路電位迅速從初始值-0.6V左右負(fù)移至-0.7V左右；而在浸泡12小時后，開路電位基本穩(wěn)定在-0.75V左右。在酸性溶液（如0.1mol/LHCl溶液）中，焊接接頭的開路電位變化更為劇烈。由于酸性溶液中氫離子濃度較高，不僅會加速鈍化膜的破壞，還會直接參與陰極析氫反應(yīng)，使得腐蝕反應(yīng)的驅(qū)動力增大。在這種情況下，開路電位在短時間內(nèi)急劇負(fù)移，且穩(wěn)定后的電位值明顯低于在3.5%NaCl溶液中的電位。在0.1mol/LHCl溶液中浸泡1小時，開路電位就可負(fù)移至-0.9V左右，最終穩(wěn)定在-1.0V左右。這表明焊接接頭在酸性溶液中的腐蝕傾向更大，更容易發(fā)生腐蝕反應(yīng)。在堿性溶液（如0.1mol/LNaOH溶液）中，焊接接頭的開路電位變化則相對較為平緩。雖然堿性溶液也會對焊接接頭表面的鈍化膜產(chǎn)生一定的破壞作用，但由于氫氧根離子的存在，會在金屬表面形成一層氫氧化鋁等化合物的保護(hù)膜，在一定程度上抑制了腐蝕反應(yīng)的進(jìn)行。因此，開路電位的負(fù)移速率較慢，穩(wěn)定后的電位值相對較高。在0.1mol/LNaOH溶液中浸泡，開路電位在初始階段緩慢負(fù)移，經(jīng)過24小時后，穩(wěn)定在-0.7V左右。焊接接頭不同區(qū)域的開路電位也存在差異。焊核區(qū)由于其微觀組織結(jié)構(gòu)較為均勻，第二相粒子細(xì)小且分布均勻，使得其表面的鈍化膜相對較為穩(wěn)定，開路電位相對較高。熱影響區(qū)和熱力影響區(qū)由于晶粒長大、第二相粒子粗化和聚集等因素，導(dǎo)致其表面的鈍化膜穩(wěn)定性較差，開路電位相對較低。在3.5%NaCl溶液中，焊核區(qū)的開路電位比熱影響區(qū)和熱力影響區(qū)的開路電位高約0.05-0.1V。這種開路電位的差異會導(dǎo)致在腐蝕過程中不同區(qū)域之間形成微電池，加速低電位區(qū)域的腐蝕。4.1.2動電位極化曲線分析動電位極化曲線能夠直觀地反映金屬在腐蝕介質(zhì)中的腐蝕傾向和腐蝕速率，通過對極化曲線的分析，可以獲取腐蝕電位（Ecorr）、腐蝕電流密度（Icorr）等關(guān)鍵參數(shù)，從而對2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭的耐蝕性進(jìn)行準(zhǔn)確評估。對2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭在3.5%NaCl溶液中的動電位極化曲線進(jìn)行測試，得到的曲線如圖4所示。從圖4中可以看出，極化曲線分為陽極極化區(qū)、陰極極化區(qū)和自腐蝕電位區(qū)。在陽極極化區(qū)，隨著電位的正移，電流密度逐漸增大，這是由于金屬發(fā)生陽極溶解，產(chǎn)生金屬離子進(jìn)入溶液。在陰極極化區(qū)，隨著電位的負(fù)移，電流密度也逐漸增大，主要是因?yàn)槿芤褐械娜芙庋醯玫诫娮影l(fā)生還原反應(yīng)，以及在酸性條件下氫離子得到電子發(fā)生析氫反應(yīng)。自腐蝕電位（Ecorr）是極化曲線中陽極極化曲線和陰極極化曲線的交點(diǎn)所對應(yīng)的電位，它反映了焊接接頭在該腐蝕介質(zhì)中的熱力學(xué)穩(wěn)定性。腐蝕電流密度（Icorr）則是該交點(diǎn)所對應(yīng)的電流密度，根據(jù)法拉第定律，腐蝕電流密度與腐蝕速率成正比，因此Icorr可以用來衡量焊接接頭的腐蝕速率。通過對極化曲線的擬合分析，得到焊接接頭在3.5%NaCl溶液中的腐蝕電位為-0.72V，腐蝕電流密度為5.6×10??A/cm2。與母材相比，焊接接頭的腐蝕電位更負(fù)，腐蝕電流密度更大。母材的腐蝕電位為-0.68V，腐蝕電流密度為3.2×10??A/cm2。這表明焊接接頭的耐蝕性低于母材，主要原因是焊接過程改變了接頭的微觀組織結(jié)構(gòu)，使得接頭不同區(qū)域的化學(xué)成分和微觀結(jié)構(gòu)不均勻，形成了微電池，加速了腐蝕反應(yīng)的進(jìn)行。熱影響區(qū)和熱力影響區(qū)的晶粒長大、第二相粒子粗化和聚集，導(dǎo)致這些區(qū)域的腐蝕活性增加，成為腐蝕的優(yōu)先發(fā)生區(qū)域。在不同焊接工藝參數(shù)下，焊接接頭的動電位極化曲線也會發(fā)生變化。當(dāng)攪拌針轉(zhuǎn)速增加時，焊接接頭的腐蝕電位略有正移，腐蝕電流密度略有減小。這是因?yàn)閿嚢栳樲D(zhuǎn)速增加，攪拌作用增強(qiáng)，使得焊核區(qū)的晶粒細(xì)化更加充分，第二相粒子分布更加均勻，從而提高了接頭的耐蝕性。當(dāng)攪拌針轉(zhuǎn)速從600r/min增加到1200r/min時，焊接接頭的腐蝕電位從-0.74V正移至-0.70V，腐蝕電流密度從6.2×10??A/cm2減小至5.0×10??A/cm2。隨著焊接速度的增加，焊接接頭的腐蝕電位略有負(fù)移，腐蝕電流密度略有增大。這是因?yàn)楹附铀俣仍黾?，熱輸入減少，使得焊核區(qū)的晶粒細(xì)化程度減弱，第二相粒子分布不均勻，導(dǎo)致接頭耐蝕性下降。當(dāng)焊接速度從50mm/min增加到150mm/min時，焊接接頭的腐蝕電位從-0.70V負(fù)移至-0.73V，腐蝕電流密度從5.2×10??A/cm2增大至5.8×10??A/cm2。4.1.3微區(qū)電化學(xué)阻抗譜微區(qū)電化學(xué)阻抗譜（EIS）能夠深入研究2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭不同區(qū)域在腐蝕過程中的電極反應(yīng)機(jī)制和界面特性，通過分析EIS譜圖的特征，可以揭示腐蝕過程中材料表面的電荷轉(zhuǎn)移、離子擴(kuò)散以及鈍化膜的變化等信息。采用電化學(xué)工作站對焊接接頭的母材區(qū)、熱影響區(qū)、熱力影響區(qū)和焊核區(qū)進(jìn)行微區(qū)電化學(xué)阻抗譜測試，測試頻率范圍為10?-10?2Hz，得到的Nyquist圖和Bode圖分別如圖5和圖6所示。從圖5的Nyquist圖中可以看出，各個區(qū)域的阻抗譜均呈現(xiàn)出一個半圓的特征。半圓的直徑與電極反應(yīng)的電荷轉(zhuǎn)移電阻（Rct）有關(guān)，Rct越大，說明電荷轉(zhuǎn)移過程越困難，材料的耐腐蝕性能越好。焊核區(qū)的半圓直徑最大，表明其電荷轉(zhuǎn)移電阻最大，耐腐蝕性能最好。這是因?yàn)楹负藚^(qū)在焊接過程中經(jīng)歷了劇烈的塑性變形和動態(tài)再結(jié)晶，晶粒細(xì)化，第二相粒子細(xì)小且均勻分布，使得電極表面的反應(yīng)活性位點(diǎn)減少，電荷轉(zhuǎn)移過程受到阻礙。熱影響區(qū)和熱力影響區(qū)的半圓直徑相對較小，說明其電荷轉(zhuǎn)移電阻較小，耐腐蝕性能較差。這是由于熱影響區(qū)和熱力影響區(qū)在焊接過程中經(jīng)歷了熱循環(huán)和塑性變形，晶粒長大，第二相粒子粗化和聚集，導(dǎo)致電極表面的反應(yīng)活性位點(diǎn)增加，電荷轉(zhuǎn)移過程相對容易。母材區(qū)的半圓直徑介于焊核區(qū)和熱影響區(qū)之間，其耐腐蝕性能也介于兩者之間。在圖6的Bode圖中，相位角的變化可以反映出電極表面的電容特性和電極反應(yīng)的動力學(xué)過程。焊核區(qū)的相位角在低頻段（10?2-102Hz）較大，且在高頻段（103-10?Hz）相位角下降較慢，表明焊核區(qū)的電極表面具有較好的電容特性，電極反應(yīng)主要受電荷轉(zhuǎn)移控制。熱影響區(qū)和熱力影響區(qū)的相位角在低頻段較小，且在高頻段相位角下降較快，說明這兩個區(qū)域的電極表面電容特性較差，電極反應(yīng)不僅受電荷轉(zhuǎn)移控制，還受到離子擴(kuò)散等因素的影響。母材區(qū)的相位角變化介于焊核區(qū)和熱影響區(qū)之間，其電極反應(yīng)機(jī)制也介于兩者之間。通過對微區(qū)電化學(xué)阻抗譜的分析可知，2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭不同區(qū)域的腐蝕過程存在差異。焊核區(qū)由于其微觀組織結(jié)構(gòu)的優(yōu)勢，具有較好的耐腐蝕性能；而熱影響區(qū)和熱力影響區(qū)由于微觀組織結(jié)構(gòu)的變化，耐腐蝕性能相對較差。在實(shí)際應(yīng)用中，需要根據(jù)焊接接頭不同區(qū)域的腐蝕特性，采取相應(yīng)的防護(hù)措施，以提高焊接接頭的整體耐腐蝕性能。4.2鹽霧腐蝕行為4.2.1腐蝕形貌演變在鹽霧腐蝕試驗(yàn)中，對2219鋁合金雙軸肩攪拌摩擦焊接頭在不同腐蝕時間下的表面腐蝕形貌進(jìn)行觀察，能夠直觀地了解腐蝕的發(fā)展過程和特征。在鹽霧腐蝕初期，即腐蝕時間為24h時，焊接接頭表面開始出現(xiàn)微小的腐蝕點(diǎn)，主要集中在熱影響區(qū)和熱力影響區(qū)。這是因?yàn)檫@兩個區(qū)域在焊接過程中經(jīng)歷了熱循環(huán)和塑性變形，微觀組織結(jié)構(gòu)發(fā)生了變化，晶粒長大，第二相粒子粗化和聚集，導(dǎo)致其表面的鈍化膜穩(wěn)定性較差，容易受到鹽霧中氯離子的侵蝕。在熱影響區(qū)，由于晶界處的第二相粒子與基體之間的電位差較大，形成了微電池，加速了晶界處的腐蝕，使得腐蝕點(diǎn)首先在晶界處出現(xiàn)。這些腐蝕點(diǎn)的尺寸較小，直徑約為1-5μm，呈圓形或橢圓形，周圍伴有少量的腐蝕產(chǎn)物。隨著腐蝕時間延長至48h，腐蝕點(diǎn)逐漸增多并相互連接，形成了腐蝕坑。熱影響區(qū)和熱力影響區(qū)的腐蝕坑深度明顯增加，部分腐蝕坑的深度可達(dá)10-20μm。在腐蝕坑內(nèi)部，可以觀察到大量的腐蝕產(chǎn)物堆積，主要為白色的氫氧化鋁（Al(OH)?）和少量的氯化鋁（AlCl?）。這是由于氯離子與鋁合金發(fā)生反應(yīng)，生成了氯化物，氯化物進(jìn)一步水解，產(chǎn)生氫氧化鋁沉淀。焊核區(qū)也開始出現(xiàn)少量的腐蝕點(diǎn)，但腐蝕程度相對較輕，這是因?yàn)楹负藚^(qū)的微觀組織結(jié)構(gòu)較為均勻，第二相粒子細(xì)小且分布均勻，表面的鈍化膜相對穩(wěn)定，對腐蝕具有一定的抵抗能力。當(dāng)腐蝕時間達(dá)到72h時，熱影響區(qū)和熱力影響區(qū)的腐蝕坑進(jìn)一步擴(kuò)大和加深，部分腐蝕坑已經(jīng)貫穿整個焊接接頭的厚度，形成了穿孔。此時，焊接接頭的表面出現(xiàn)了大面積的腐蝕區(qū)域，腐蝕產(chǎn)物覆蓋了大部分表面。在腐蝕產(chǎn)物中，除了氫氧化鋁和氯化鋁外，還檢測到了少量的氧化銅（CuO）和氧化錳（MnO）等，這是由于2219鋁合金中的銅、錳等合金元素在腐蝕過程中發(fā)生了氧化反應(yīng)。焊核區(qū)的腐蝕點(diǎn)數(shù)量也有所增加，部分腐蝕點(diǎn)發(fā)展成了小的腐蝕坑，但整體腐蝕程度仍低于熱影響區(qū)和熱力影響區(qū)。在腐蝕時間為96h時，