姬 浩 ，段小維

（1.航空工業(yè)第一飛機設(shè)計研究院，西安 710089；2.航空工業(yè)試飛中心，西安 710089）

飛機結(jié)構(gòu)及環(huán)控、液壓、燃油等系統(tǒng)用支撐件、油箱、低壓管路等零件普遍采用焊接結(jié)構(gòu)，同時在水、汽、油等腐蝕介質(zhì)環(huán)境長期使用，要求材料具有較好的耐蝕性、可焊性。傳統(tǒng)耐蝕可焊鋁合金主要包括Al-Mn系（3XXX）、Al-Mg系（5XXX），而國外尤其是歐美國家飛機耐蝕可焊鋁合金主要采用Al-Mg-Si系（6XXX）。6061鋁合金作為新型耐蝕可焊鋁合金材料，具有較高強度、好的耐蝕性、應(yīng)力腐蝕破裂傾向低、良好的成形性能和工藝性能等優(yōu)點，已被廣泛應(yīng)用于航空航天、機械、電力電子和家用電器等領(lǐng)域[1-2]。以往國內(nèi)飛機多采用5A02-O和3A21-O防銹鋁合金材料，均屬不可熱處理強化鋁合金，在退火和冷作硬化狀態(tài)下應(yīng)用。國外飛機系統(tǒng)多采用6061-T4和6061-T6鋁合金制造導(dǎo)管,國內(nèi)只有新型支線飛機ARJ21-700飛機系統(tǒng)導(dǎo)管使用了該牌號的進口材料。6061鋁合金較傳統(tǒng)防銹鋁合金強度高，可以使用壁厚更薄的導(dǎo)管,系統(tǒng)重量會更小，如國外燃油系統(tǒng)使用壁厚僅0.7mm的導(dǎo)管，而國內(nèi)通常使用的是1mm或1.2mm壁厚的防銹鋁導(dǎo)管，比同樣規(guī)格的導(dǎo)管重量減少將近19%[3]。

飛機導(dǎo)管雖然盡可能采用整管材料來制造,但由于結(jié)構(gòu)原因，利用整管無法制造時，必須采用板材沖壓成彎曲半徑較小的半管，再焊接成管形件[4]。半管制造要求材料的焊接性和延伸性良好，這樣焊接和成形可以較可靠地達到導(dǎo)管的設(shè)計要求，否則半管的成形和焊接缺陷由于強度和疲勞原因?qū)е聦?dǎo)管產(chǎn)生裂紋或斷裂，引起介質(zhì)的泄漏，從而危害飛機安全。盡管6061合金國內(nèi)民品使用較多，制品品種及規(guī)格也較為廣泛，材料較為成熟，但航空用6061鋁合金從未開展過相關(guān)考核驗證等應(yīng)用研究工作。因此，國產(chǎn)6061鋁合金要在飛機上應(yīng)用，需要結(jié)合飛機使用情況，開展相關(guān)考核驗證試驗，驗證材料的工藝性能、強度性能是否達到設(shè)計要求、是否與進口材料存在差異，在大尺寸條件下的性能是否均勻。

1 試驗材料及方法

1.1 試驗材料

試驗材料為厚1mm的6061-O態(tài)國產(chǎn)與進口板材，分別用 6061-O（G）、6061-O（J）表示。6061-O（G）、6061-O（J）板材分別為中鋁西南鋁業(yè)公司、美國鋁業(yè)公司生產(chǎn)，按照GB/T17432進行檢測，其化學成分見表1，采用進口4043鋁合金焊絲，由美國鋁業(yè)公司生產(chǎn)，其化學成分見表2。

1.2 試驗方法

選用交流鎢極氬弧焊（TIG）電源，焊接電流50A，焊接速度87mm/min，正面氬氣保護流量為10L/min，背面保護5L/min。焊接拉伸試樣沿長度方向進行對接TIG焊后，分別熱處理至T42、T62。參照HB5143《金屬室溫拉伸試驗方法》在焊接件上沿焊縫橫向制取拉伸試樣，如圖1所示，并將加工好的試樣打磨，使表面達到試驗要求的粗糙度。

通過以往飛機用各種大規(guī)格管路調(diào)研，選取6061鋁合金典型管路，規(guī)格為φ220mm×1mm，結(jié)構(gòu)形式如圖2。大規(guī)格鋁合金薄壁焊接管路件成形、焊接工藝、熱處理及檢驗方法均按照飛機型號相關(guān)工藝規(guī)范。成形試驗在雙動液壓成形設(shè)備上實施；在耐壓及爆破試驗專用強度試驗臺上進行耐壓性能評價，要求0.9MPa下保壓3min，加壓至爆破失效。

表1 6061鋁合金板材化學成分 %

表2 4043鋁合金焊絲化學成分 %

圖1 試樣形狀和尺寸（mm）Fig.1 Dimension and shape of specimen（mm）

圖2 大規(guī)格薄壁焊管結(jié)構(gòu)Fig.2 Structure of large size thin-walled tube

2 結(jié)果分析與討論

2.1 焊接性能及組織分析

2.1.1 微觀組織

圖3為進口與國產(chǎn)6061-O鋁合金TIG焊接后接頭的微觀組織，與母材沿軋制方向板條狀組織相比，由于緊靠焊縫熔合區(qū)的熱影響區(qū)受到較強的熱循環(huán)作用，局部區(qū)域的溫度達到了液相線溫度以上，出現(xiàn)熔化，該區(qū)晶粒經(jīng)歷相對較高的峰值溫度和較長的高溫停留時間，晶粒長大較明顯，因此熱影響區(qū)呈現(xiàn)比母材較粗大的柱狀枝晶形態(tài)分布。焊縫金屬區(qū)的微觀組織呈等軸枝晶形態(tài)分布，這主要是因為焊接過程中的快速加熱和冷卻使焊縫區(qū)組織細化。由圖3可知，進口和國產(chǎn)6061-O鋁合金TIG焊縫微觀組織未見明顯的區(qū)別。

圖3 國產(chǎn)與進口6061-O鋁合金TIG接頭微觀組織Fig.3 Microstructure of 6061-O aluminum alloy joint by TIG welding

2.1.2 焊接性能分析

圖4顯示了國產(chǎn)和進口6061-O鋁合金焊接后分別從焊態(tài)熱處理至T42態(tài)、T62態(tài)的典型拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線。表3為6061-O鋁合金焊接后分別從焊態(tài)熱處理至T42態(tài)、T62態(tài)的拉伸性能數(shù)據(jù)平均值。

從圖4和表3可以看出，國產(chǎn)6061板材較進口材料焊接接頭在相同熱處理狀態(tài)下拉伸強度高于進口材料，屈服強度基本一致。國產(chǎn)材料焊后處理至T42態(tài)的延伸率略高于進口材料，而處理至T62態(tài)則低于進口材料。這主要取決于焊接接頭經(jīng)不同熱處理后，接頭第二相粒子的形貌、尺寸和分布，與固溶和自然時效的T42熱處理相比，經(jīng)固溶和人工時效的T62焊接接頭第二相粒子較細小且呈彌散分布，拉伸變形過程中對位錯的運動產(chǎn)生強烈的阻礙作用，彌散強化作用較強，因此T62接頭的強度較高，但延伸率降低。相同熱處理狀態(tài)國產(chǎn)6061鋁合金板材的拉伸強度高于進口材料，是由于進口材料焊接接頭熱處理后第二相粒子較粗大，受到外力作用時易產(chǎn)生應(yīng)力集中，接頭材料未達到完全塑性變形而提前發(fā)生斷裂，因此國產(chǎn)材料焊后熱處理T42態(tài)材料的拉伸強度和延伸率均較高。

從表4[5]可以看出，傳統(tǒng)防銹可焊鋁合金材料的焊接接頭連接效率大多在90%～95%之間，6061鋁合金板材材料焊接接頭熱處理至T42、T62態(tài)分別可達95%、92%，與傳統(tǒng)防銹鋁合金相當。

圖4 6061-O鋁合金焊接接頭熱處理至T42態(tài)、T62態(tài)的典型拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.4 Typical tensile strain-stress curves of 6061-O aluminum alloy welded joint after T42 and T62 treatment

表3 進口與國產(chǎn)6061-O鋁合金焊后在T42、T62態(tài)接頭的拉伸性能

2.1.3 斷口的掃描電鏡分析

國產(chǎn)和進口板材T42態(tài)和T62態(tài)TIG焊接接頭斷裂均位于熱影響區(qū)，因為受到外拉伸載荷作用時，熱影響區(qū)的粗大柱狀枝晶拉應(yīng)力首先達到其相對較低的許用應(yīng)力，萌生裂紋且裂紋長大阻力較小。T42和T62兩種狀態(tài)接頭微觀斷口形貌類似，這里僅以T62態(tài)為例進行說明。圖5顯示了國產(chǎn)和進口6061鋁合金在熱處理狀態(tài)T62焊接接頭與載荷呈45°拉伸試樣斷裂后斷口的微觀照片。掃描電鏡分析表明，拉伸斷口的形貌都是典型的微觀韌窩形貌，其韌窩呈等軸狀且較深，最終斷裂區(qū)呈現(xiàn)拉長的拋物線狀韌窩，且韌窩底部存在強化相粒子發(fā)生二次斷裂，進口和國產(chǎn)板材焊接接頭的微觀斷口組織未見明顯區(qū)別。另外，無論國產(chǎn)6061板材還是進口材料，與傳統(tǒng)防銹鋁合金3A21，以及其同系鋁合金6082的斷口形貌也基本一致[6-9]。

表4 6061與5A02、5A03、5A06、3A21鋁合金熔焊對接接頭力學性能對比

圖5 6061鋁合金板材T62焊接接頭斷口微觀形態(tài)Fig.5 Fracture morphology of the welded joint of the national 6061 aluminum alloy sheet after T62 treatment

2.2 拉深成形試驗

6061鋁合金φ202mm×1mm大規(guī)格薄壁焊管半片拉深成形及后續(xù)焊接為整管的工藝路線為：在合適的壓邊力和潤滑條件下，采用雙動拉深成形機對板料進行拉深成形，采用拉深模對其進行檢驗，配套胎修整，后配套切割留余量，經(jīng)酸洗及熒光滲透檢驗后，定位焊接修配，而后去余量焊接，最后實施X射線檢測。圖6為半片拉深成形及焊接完成后的結(jié)果。對焊接后的彎管進行幾何尺寸的檢測表明，符合圖紙要求。

圖7所示為利用超聲測厚儀在直徑202mm的大口徑焊管的外弧焊縫附近、內(nèi)弧焊縫附近、中心線弧附近分別測量兩種管材壁厚的變化。

測量結(jié)果如圖8所示，可以看出國產(chǎn)材料與進口材料的大口徑焊管在壁厚分布上有一定差別，進口材料的壁厚分布較為平穩(wěn)，在內(nèi)弧焊縫附近的增厚程度略大，外弧焊縫附近減薄程度較小。

2.3 耐壓試驗結(jié)果分析

φ202mm×1mm大規(guī)格薄壁管的耐壓爆破試驗后的實物如圖9所示。φ202mm×1mm管之所以在內(nèi)側(cè)出現(xiàn)破壞，是由于在進行液壓爆破試驗時，材料的破壞極限主要取決于（2t/D）×σb（式中，σb為材料的抗拉強度）[10]。從該經(jīng)驗公式可知，外徑越大，壁厚越薄，能夠承受的破壞極限值越小。從測試報告的爆破試驗結(jié)果可知，φ202mm×1mm焊接彎管出現(xiàn)了明顯的破壞，并且據(jù)實物觀測，斷裂位置均產(chǎn)生于彎管內(nèi)弧位置。另外，從實際的爆破壓力值可知，進口材料的失效壓力與國產(chǎn)材料相比并無太大區(qū)別，但國產(chǎn)材料T42態(tài)爆破壓力值相對波動較大（圖10）。

圖6 半管件及最終試件Fig.6 Specimens of semicanal and final tube

圖7 管材壁厚測量位置Fig.7 Measuring position of wall thickness of tube

圖8 不同材料大規(guī)格焊管壁厚分布Fig.8 Wall thickness distribution of large size of welded tuble with different materials

圖9 進口與國產(chǎn)6061-T62態(tài)管耐壓爆破后實物Fig.9 Specimens of domestic and imported 6061-T62 tube after bursting

圖10 6061-T42態(tài)管爆破壓力值對比Fig.10 Comparison of bursting pressures of 6061-T42 tube

3 結(jié)論

（1）國產(chǎn)6061板材焊接接頭連接效率可達90%以上，達到了設(shè)計指標，與傳統(tǒng)防銹鋁相當，與同規(guī)格進口材料比較，拉伸強度較高，T42態(tài)延伸率略低。

（2）通過拉深成形，可以制造幾何尺寸及外形均符合項目圖紙的φ220mm×1mm大規(guī)格薄壁焊接管件，但國產(chǎn)管材成形后減薄率、均勻性與進口材料有一定差距。

（3）耐壓爆破試驗表明，獲得的性能數(shù)據(jù)符合設(shè)計要求的試驗壓力，但進口材料薄壁管失效爆破壓力的穩(wěn)定性優(yōu)于國產(chǎn)材料，飛機選用國產(chǎn)薄板時，應(yīng)根據(jù)其性能特點，盡量用于承壓較低且壓力平穩(wěn)的管路。

參 考 文 獻

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