黃浩 周洪剛 耿洋茉

摘要：針對5A06鋁合金薄板采用傳統(tǒng)TIG和MIG焊接工藝時出現(xiàn)焊接效率低、接頭性能難以滿足使用要求的問題，采用直流雙脈沖MIG焊對5A06鋁合金平板試樣進行焊接試驗。利用拉伸試驗機、掃描電子顯微鏡和光學顯微鏡等實驗設備研究直流雙脈沖MIG焊工藝對5A06鋁合金焊接接頭微觀組織和力學性能的影響。結(jié)果表明：當送絲速度為5 m/min、焊接速度為50 cm/min，脈沖頻率為3 Hz、氣體流量為25 L/min、焊絲干伸長為12 mm時，獲得了美觀的魚鱗紋焊縫表面，焊縫區(qū)為大量細小的等軸晶組織，而且焊縫橫截面氣孔較少。焊接接頭具有較好的抗拉性能，焊接強度系數(shù)達到90%以上。

關(guān)鍵詞：直流雙脈沖MIG焊;5A06鋁合金;焊縫組織;力學性能

0 前言

5A06鋁合金屬于Al-Mg系中典型的非熱處理強化鋁合金，由于其具有高比強度，良好的熱穩(wěn)定性和耐腐蝕，廣泛應用于航空、航天及其他運載工具上[1]，如運載火箭的液體燃料箱[2]、超音速飛機和汽車的結(jié)構(gòu)件[3]以及輕型戰(zhàn)車的裝甲[4]等。

接頭力學性能是制定焊接工藝的重要依據(jù)，目前常采用交流鎢極氬弧焊（TIG）和直流反極性熔化極氣體保護焊（MIG）等方式來進行鋁合金燃油箱的焊接[5-7]。TIG焊由于采用交流電，焊接電流較大時鎢極容易出現(xiàn)燒損現(xiàn)象，造成焊縫的夾鎢，因此限制了TIG焊的焊接電流，使得焊縫熔深有限，并且采用該方法焊接時焊接生產(chǎn)效率較低。采用MIG焊時，通常采用直流反接的方法，即焊絲作為陽極。直流焊接的特點是電源輸出電流大小與方向不隨時間改變而改變。通常以噴射過渡為主，只有當焊接電流大于噴射過渡臨界電流值，才能實現(xiàn)穩(wěn)定的焊接。如果焊接電流小于噴射過渡臨界電流，只能出現(xiàn)大滴過渡或短路過渡[8]。大滴過渡的過程穩(wěn)定性差，不能進行仰焊、立焊等位置焊縫的焊接，因此采用直流MIG焊方法焊接鋁合金時存在局限性。使用脈沖焊時，在焊接平均電流低于噴射過渡臨界電流的情況下可實現(xiàn)熔滴的噴射過渡，并且脈沖的加入對焊縫熔池具有攪拌作用，不僅擴大了電流使用范圍，而且可控制熔滴過渡和熔池尺寸以及可有效控制熱輸入量，提高焊縫性能。因此，脈沖MIG焊在焊接鋁合金薄板上具有明顯的優(yōu)勢。

文中針對5A06鋁合金薄板采用傳統(tǒng)TIG和MIG焊接工藝時出現(xiàn)焊接效率低、接頭性能難以滿足使用要求的問題，采用不同工藝參數(shù)對5A06鋁合金薄板進行雙脈沖MIG焊，測試焊接接頭室溫力學性能，觀察其顯微組織，研究雙脈沖MIG焊工藝參數(shù)對5A06鋁合金燃油箱焊接接頭性能的影響機理。

1 試驗材料及方法

試驗用母材為5A06-O鋁合金板材，試板尺寸為300 mm×150 mm×3 mm，采用平板對接方式進行焊接，對接間隙小于等于1 mm。焊接設備采用福尼斯公司生產(chǎn)的TPS4000焊機，焊絲為ER5356，直徑φ1.2 mm，保護氣體采用純度99.99%的氬氣。母材和焊絲的化學成分分別如表1、表2所示，母材力學性能為：抗拉強度355MPa，屈服強度180 MPa，斷后伸長率17%。焊前先采用激光清洗方法將板材坡口端面清洗干凈，然后用丙酮去除坡口兩側(cè)油污。焊接工藝參數(shù)如表3所示。

試板焊接完成后進行X-射線探傷檢測，然后用機械切割法將檢測合格的焊接試板兩端各去除30 mm，再從剩余試板上截取焊接接頭的兩個拉伸試樣和一個金相試樣，并檢測其組織及力學性能。對試驗進行研磨拋光制樣，并采用Keller試劑（H2O∶HNO3∶HCl∶HF=95∶2.5∶1.5∶1∶1）進行腐蝕，然后利用LWD300LMDT型金相顯微鏡觀察接頭的金相顯微組織;使用HVS-1000A數(shù)字顯微硬度計測試焊接接頭顯微硬度，載荷200 g，保壓時間15 s。從焊縫中心左端起，沿著焊縫向右端進行測試，每隔0.5 mm測試1個點并繪制硬度曲線。拉伸試樣取樣位置要求在焊接接頭中間，采用AG-100kN材料性能試驗機測試焊后接頭室溫拉伸性能。利用Sirion200掃描電鏡測試斷口形貌等。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 焊縫宏觀形貌觀察

不同焊接工藝參數(shù)下焊縫形貌如表4所示。由表4可知，采用1號參數(shù)焊接時，由于焊接速度過快，焊接熱輸入迅速發(fā)散，降低了熔池深度，同時，焊縫正面余高過高，焊縫表層有密集氣孔，背面成形不連續(xù);采用2、3、4號參數(shù)焊接時，焊縫正面熔寬、余高合理，魚鱗紋整齊美觀，背面焊縫連續(xù)、適當;采用5號參數(shù)焊接時，焊縫正面無余高，背面成形良好;采用6號參數(shù)焊接時，由于焊接速度偏小，送絲速度偏大，導致焊接熱輸入集中在熔池中心;在增加熔池深度的同時，由于熔池的堆積，焊縫出現(xiàn)下塌現(xiàn)象，并且焊縫背面出現(xiàn)裂紋。

2.2 焊縫顯微組織分析

對3號焊接工藝參數(shù)焊接后的試樣進行性能分析。5A06鋁合金直流雙脈沖MIG焊接接頭如圖1所示。圖1a為母材微觀組織，呈軋制形貌，基體有強化相析出;圖1b是焊縫熔合區(qū)的微觀組織形貌，它是焊接過程中焊縫金屬向熱影響區(qū)過渡的固液并存的區(qū)域。熔合區(qū)靠近熔敷金屬一側(cè)大多為等軸晶組織，晶粒大小不均勻，并且沿著散熱方向出現(xiàn)少量柱狀晶;靠近母材一側(cè)為過熱區(qū)，由于過熱區(qū)的晶粒受到熱傳導作用被快速加熱至再結(jié)晶溫度，導致其晶粒粗大。由圖1c可知，焊縫中心有大量枝狀晶，并且晶粒取向與熔合線附近的晶粒不同，基本上毫無規(guī)律，呈各向異性。

2.3 接頭力學性能及斷口分析

采用3號工藝參數(shù)焊接的接頭試樣在拉伸試驗過程中，所有試樣均斷裂在距離焊縫中心約5 mm處的熔合區(qū)位置，說明熔合區(qū)是整個焊接接頭最薄弱的部位。5A06鋁合金直流雙脈沖MIG焊接頭拉伸力學性能試驗結(jié)果如表4所示。焊接接頭的抗拉強度系數(shù)（K=σb接頭/σb母材）達到母材的90.6%。

拉伸斷口掃面電鏡形貌如圖2所示。由圖2a可知，斷口表現(xiàn)出一系列非常有規(guī)律的形貌特征，裂紋沿剪切面擴展到試樣表面，剪切面方向與拉伸軸線近似成45°。從斷口側(cè)面可以看出，斷口由韌窩組成，韌窩大且深，并且在韌窩中心含有析出相（見圖2b），第二相粒子的熱膨脹系數(shù)和鋁合金基體相差較大，在焊接熱循環(huán)作用下，第二相粒子會與基體脫離，導致該析出相在其斷裂過程中起著裂紋核心的作用。

2.4 焊接接頭硬度

焊接接頭顯微硬度分布曲線如圖3所示。由圖可知，焊縫中心平均硬度約為76 HV，母材平均硬度為93 HV。硬度從焊縫中心到母材呈增大趨勢，但在距離焊縫中心4.5～5.5 mm區(qū)域有所下降。此外，硬度和強度存在一定的對應關(guān)系，硬度分布在一定程度上反映了強度分布。熱影響區(qū)的硬度值降低，這在拉伸試驗中也得到證實，拉伸試件均在距焊縫中心約5 mm處斷裂，說明熱影響區(qū)出現(xiàn)了軟化現(xiàn)象，成為焊接接頭的薄弱部位。

3 生產(chǎn)試驗驗證

采用最優(yōu)焊接工藝參數(shù)焊接5A06鋁合金燃油箱20余件，并搭載某型號裝甲車輛進行1 000 km行駛試驗考核，燃油箱未出現(xiàn)開裂現(xiàn)象，考核試驗結(jié)果表明，采用直流雙脈沖MIG焊方法焊接的燃油箱滿足裝甲車輛使用要求。

4 結(jié)論

（1）采用適當?shù)暮附铀俣仁谦@得良好焊接接頭形貌的關(guān)鍵，并且隨著送絲速度的增大，焊材的熱輸入降低，容易導致未焊透現(xiàn)象。在最優(yōu)焊接工藝參數(shù)下，采用雙脈沖MIG焊焊接5A06鋁合金薄板可以獲得外觀成形良好、氣孔較少的優(yōu)質(zhì)焊縫。

（2）當送絲速度5.0 m/min、焊接速度50 cm/min，頻率2 Hz、氣體流量25 L/min、焊絲干伸長12 mm時，焊縫組織主要由細小等軸的晶粒組成，焊接接頭平均抗拉強度為321.8 MPa，焊接系數(shù)達到90.6%。

（3）3號焊接工藝獲得的拉伸斷口均為韌性斷裂，且在多數(shù)韌窩中心觀察到第二相粒子，表明該析出相在其斷裂過程中起著裂紋核心作用。同時拉伸試件均在距焊縫中心約5 mm處拉斷，說明熱影響區(qū)出現(xiàn)軟化現(xiàn)象，成為焊接接頭的薄弱部位。

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