孫世烜,高彥軍,李延民,褚曉賓,賈曉喆，王志峰

(首都航天機(jī)械公司,北京　100076)

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試驗(yàn)研究

工藝參數(shù)對(duì)鋁合金變極性等離子橫焊接頭的影響

孫世烜,高彥軍,李延民,褚曉賓,賈曉喆，王志峰

(首都航天機(jī)械公司,北京100076)

摘要：采用變極性等離子弧對(duì)厚度6 mm的2219鋁合金進(jìn)行橫焊工藝研究，詳細(xì)分析了工藝參數(shù)對(duì)接頭形貌、組織及力學(xué)性能的影響。研究結(jié)果表明：當(dāng)增大噴嘴中心孔孔徑，焊槍略微向上傾斜，工藝參數(shù)匹配合理時(shí)，變極性等離子弧能夠獲得形貌較好的橫向焊縫。接頭抗拉強(qiáng)度約為260~270 MPa，達(dá)到母材的59%，延伸率約為3.5%。在焊接電流較小，焊接速度較快時(shí)，接頭可獲得細(xì)小的等軸晶組織。

關(guān)鍵詞：橫焊;變極性等離子;成形;力學(xué)性能

0引言

隨著我國(guó)進(jìn)入太空規(guī)模的不斷加大，對(duì)進(jìn)入太空能力要求的不斷提高，目前在役和在研的運(yùn)載火箭不能滿足未來(lái)大規(guī)模進(jìn)入太空的要求。發(fā)展重型運(yùn)載火箭是大規(guī)模進(jìn)入太空的有效途徑。與中小型火箭相比，重型運(yùn)載火箭可以將所需要的載荷以盡量少的次數(shù)送入預(yù)定軌道，其運(yùn)載效率更高，更經(jīng)濟(jì)[1-2]。重型運(yùn)載火箭貯箱主要由前后箱底及中間筒段組成，直徑達(dá)到φ10 m級(jí)，長(zhǎng)度在20 m以上，屬于超大、超長(zhǎng)、薄壁結(jié)構(gòu)。如果重型運(yùn)載火箭貯箱仍采用現(xiàn)役系列小直徑(φ3.35 m)運(yùn)載火箭貯箱水平臥式裝配焊接的生產(chǎn)模式，筒段在重力作用產(chǎn)生下墜而帶來(lái)裝配錯(cuò)縫及變形，同時(shí)超重、超大的內(nèi)撐工裝也給裝配工作帶來(lái)巨大的困難。在裝配質(zhì)量無(wú)法保證的前提下，最終將會(huì)嚴(yán)重影響焊接質(zhì)量。

參考國(guó)外資料可知，采用立式裝配、橫向焊接的模式更有利于重型運(yùn)載火箭超大、超長(zhǎng)貯箱的研制，而采用立式裝配就必須突破鋁合金橫向焊接工藝。變極性等離子弧焊接工藝具備超強(qiáng)的焊接穿透力，較小的焊接變形，較高的焊接質(zhì)量及效率等特點(diǎn)，被美國(guó)NASA用于制造航天飛機(jī)外貯箱(φ8.4 m)箱體主承力焊縫，并且通過(guò)了多次飛行試驗(yàn)考核[3-5]。本文以厚度6 mm的2219鋁合金為研究對(duì)象，進(jìn)行變極性等離子弧橫焊工藝試驗(yàn)，研究工藝參數(shù)對(duì)橫焊接頭成形、力學(xué)性能及組織形貌的影響，一方面為橫焊技術(shù)的工程化應(yīng)用奠定基礎(chǔ)；另一方面也為重型運(yùn)載火箭貯箱的研制方案提供技術(shù)支撐。

1試驗(yàn)材料、設(shè)備與方案

1.1　材料

試驗(yàn)選用厚度6 mm的2219鋁合金，其母材抗拉強(qiáng)度為420~430 MPa，延伸率10%~14%。用剪板機(jī)將鋁板裁成若干400 mm×150 mm×6 mm的試片，經(jīng)除油、酸洗等表面處理后待用。其主要化學(xué)成分如表1[6]所示。所用焊絲為2325鋁合金光亮焊絲，其主要化學(xué)成分見(jiàn)表2。

表1　2219鋁合金化學(xué)成分　%

表2　2325焊絲化學(xué)成分　%

1.2　試驗(yàn)設(shè)備

圖1　變極性等離子弧焊接系統(tǒng)

試驗(yàn)設(shè)備為某單位研制的變極性等離子弧焊接系統(tǒng),如圖1所示。該系統(tǒng)可實(shí)現(xiàn)變極性等離子立焊及橫焊，最大焊接電流350 A，整個(gè)控制系統(tǒng)由PLC控制。

1.3　試驗(yàn)方案

焊前用刮刀及鋼絲刷對(duì)試片待焊接區(qū)進(jìn)行刮削打磨處理，除去表面氧化層。通過(guò)選取不同的焊接電流、焊接速度、離子氣、保護(hù)氣參數(shù)，研究工藝參數(shù)對(duì)厚度6 mm的2219鋁合金橫焊焊縫成形、組織及力學(xué)性能的影響。該2219鋁合金變極性等離子弧橫焊工藝參數(shù)如表3所示。

表3　厚度6 mm的2219鋁合金變極性等離子弧橫焊工藝參數(shù)

2試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1　接頭成形分析

圖2示出厚度6 mm的2219鋁合金變極性等離子弧橫焊接頭成形情況。

(a)編號(hào)1-1和1-2焊縫正反面成形(b)編號(hào)1-3焊縫正反面成形

(c)　編號(hào)1-4焊縫正反面成形　　　　　　　　　　　　　　(d)　編號(hào)1-5焊縫正反面成形

(e)　編號(hào)1-6焊縫正反面成形　　　　　　　　　　　　　　(f)　編號(hào)1-7焊縫正反面成形

(g)　編號(hào)1-8焊縫正反面成形　　　　　　　　　　　　　　(h)　編號(hào)1-9焊縫正反面成形

(i)　編號(hào)1-10焊縫正反面成形　　　　　　　　　　　　　　(j)　編號(hào)1-11焊縫正反面成形

結(jié)合焊接參數(shù)表，從圖2中可看出，當(dāng)焊接電流與焊接離子氣不匹配時(shí)，穿孔橫焊縫很難成形，主要表現(xiàn)有未穿孔、穿孔不穩(wěn)定和切割。編號(hào)1-7(見(jiàn)圖2(f))為未穿孔橫焊縫形貌；編號(hào)1-3(見(jiàn)圖2(b))和編號(hào)1-4(見(jiàn)圖2(c))為穿孔不穩(wěn)定橫焊縫形貌，穿孔熔池有時(shí)不能很好地閉合，形成類似燒穿的焊接缺陷；編號(hào)1-1(見(jiàn)圖2(a))為典型切割橫焊縫形貌，焊接過(guò)程中穿孔熔池未建立。通過(guò)分析焊接參數(shù)特點(diǎn)發(fā)現(xiàn)，不成形橫焊縫主要是因?yàn)殡娀崃ζヅ洳缓线m造成的：未穿孔和穿孔不穩(wěn)定的成形主要是離子氣流量或者焊接電流偏小導(dǎo)致的；切割橫焊縫主要是由于離子氣流量較大或者焊接電流較高引起的；電流較小時(shí)，應(yīng)采用較大的離子氣，或者焊接電流較大時(shí)應(yīng)采用較小的離子氣，電流與離子氣的匹配是工藝參數(shù)優(yōu)化的意義所在[7]。

不同焊接參數(shù)組合對(duì)橫焊縫成形的影響也不相同。編號(hào)1-5橫焊縫正面成形均勻(見(jiàn)圖2(d))，基本沒(méi)有咬邊缺陷，但其背面成形不均勻，背面上側(cè)靠近焊趾位置處出現(xiàn)熔合不良的現(xiàn)象，說(shuō)明焊接電流偏小，焊縫沒(méi)有得到足夠的熱量進(jìn)行熔合。增加焊接電流，如編號(hào)1-6橫焊縫(見(jiàn)圖2(e))，背面熔合不好的問(wèn)題得到解決。編號(hào)1-5(見(jiàn)圖2(d))和編號(hào)1-6(見(jiàn)圖2(e))橫焊縫成形最大問(wèn)題在于正面余高較小，有產(chǎn)生咬邊缺陷的風(fēng)險(xiǎn)。為此進(jìn)行了小電流和大離子氣焊接參數(shù)組合的試驗(yàn)，如圖2(g)編號(hào)1-8和圖2(h)編號(hào)1-9橫焊縫，焊縫正面余高明顯增加，同時(shí)焊縫背面成形較為均勻。所有焊縫中，編號(hào)1-9橫焊縫成形最佳(見(jiàn)圖2(h))。

通過(guò)以上試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，變極性等離子弧橫焊存在的主要問(wèn)題是焊縫正面余高較小。余高較小時(shí)，橫焊縫正面容易產(chǎn)生咬邊焊接缺陷。正面余高小說(shuō)明橫焊穿孔熔池所受吹力較大，熔化的金屬大部分流至橫焊縫背面，因此背面余高較大而正面余高較小[8]。為此優(yōu)化了焊槍水冷噴嘴尺寸，進(jìn)一步弱化等離子壓力。增大水冷噴嘴中心孔孔徑，同時(shí)調(diào)整焊槍姿態(tài)，使焊槍斜向上，使熔池略微向下傾斜，巧妙利用重力改善焊縫正面成形。表4列出對(duì)應(yīng)的焊接參數(shù)，圖3示出焊槍水冷噴嘴和焊槍姿態(tài)調(diào)整后橫焊縫成形情況。

表4　焊槍水冷嘴及姿態(tài)調(diào)整后橫焊工藝參數(shù)

(a)　編號(hào)2-1焊縫正面成形　　　　　　　　　　　　　　(b)　編號(hào)2-1焊縫反面成形

(c)　編號(hào)2-2焊縫正面成形　　　　　　　　　　　　　　(d)　編號(hào)2-2焊縫反面成形

從圖3橫焊縫成形可以看出，水冷噴嘴改進(jìn)和焊槍姿態(tài)調(diào)整后，焊縫正面成形得到明顯改善，焊縫正面成形均勻飽滿，余高比較適中，焊縫背面成形更加均勻，焊縫背面余高略有減小。同時(shí)焊接參數(shù)的微調(diào)也有益于焊縫成形的改善。表4中焊接速度由表3中的200 mm/min降低為170 mm/min，當(dāng)焊接電流較小時(shí)，更有利于橫焊焊縫的成形，這說(shuō)明焊接速度的降低對(duì)橫焊縫成形的改善起到了關(guān)鍵作用[9]。

2.2　焊接參數(shù)對(duì)組織的影響

圖4示出焊接電流較小和焊接速度較大時(shí)橫焊接頭組織形貌。

(a)焊縫區(qū)微觀組織(b)焊縫區(qū)微觀放大

(c)　熔合區(qū)微觀組織　　　　　　　　　　　　　　　(d)　熔合區(qū)微觀組織放大

從圖4(a)和(b)可以看出，焊縫區(qū)組織為兩種形態(tài)的等軸晶組織，一種晶粒較大，另一種晶粒較小。分析認(rèn)為，由于焊接速度較快和焊接電流較小，焊縫內(nèi)冷卻梯度較大，熔池內(nèi)攪拌作用強(qiáng)烈，對(duì)流明顯，因此能夠形成較為細(xì)小的等軸晶，等軸晶晶粒大小的不同反映了溫度梯度的差異和對(duì)流的作用效果[10-11]。圖4(c)和(d)為熔合區(qū)微觀組織形貌。從圖中可以看出，靠近熔合線的焊縫區(qū)組織晶粒也十分細(xì)小，為等軸晶組織，且熔合區(qū)寬度窄，熱影響區(qū)發(fā)生回復(fù)再結(jié)晶程度減小。

2.3　接頭力學(xué)性能分析

在成形良好的焊接試片上分別選取3個(gè)拉伸子樣和6個(gè)彎曲子樣，對(duì)其進(jìn)行拉伸、正彎及背彎性能測(cè)試。圖5示出厚度6 mm的2219鋁合金橫焊接頭拉伸試樣及彎曲試樣宏觀圖。

表5列出橫焊接頭拉伸及彎曲性能參數(shù)?？梢钥闯?，橫焊抗拉強(qiáng)度均值約為260~270 MPa，達(dá)到母材強(qiáng)度的59%左右，延伸率達(dá)到3%，接頭力學(xué)性能滿足壓力容器設(shè)計(jì)指標(biāo)要求。從表5還可以看出，拉伸性能高的接頭彎曲角度也較大，且背面彎曲角度大于正面彎曲角度。這說(shuō)明焊縫背面塑性要優(yōu)于焊縫正面的塑性。通過(guò)觀察正彎和背彎試樣發(fā)現(xiàn)：正彎時(shí)，裂紋出現(xiàn)在焊縫正面靠近上側(cè)的熔合線處，此處是接頭的薄弱環(huán)節(jié)，主要是因?yàn)榇颂幋嬖谝恍┪饪?；背彎時(shí)，裂紋出現(xiàn)在焊縫背面，靠近上側(cè)的熔合線處，除了有部分應(yīng)力集中原因外，主要還是因?yàn)榇瞬课挥猩倭康臍饪兹毕?，這些焊接缺陷往往會(huì)成為裂紋萌生的起點(diǎn)和擴(kuò)展的路徑。

3結(jié)論

(1)鋁合金橫焊焊縫的成形需要焊接電流、離子氣流量和焊接速度三者的良好匹配。改善水冷噴嘴和焊槍姿態(tài)，調(diào)整焊接速度，解決了橫焊過(guò)程中焊縫正面余高較小的問(wèn)題，獲得了成形美觀的橫焊縫。

(2)當(dāng)焊接電流較小、焊接速度較大時(shí)，焊縫可獲得細(xì)小的等軸晶組織。

(3)橫焊接頭抗拉強(qiáng)度均值約為260~270 MPa，達(dá)到母材強(qiáng)度的59%左右，延伸率達(dá)到3%以上，力學(xué)性能滿足鋁合金貯箱焊縫設(shè)計(jì)指標(biāo)要求，且力學(xué)性能好的正彎、背彎角度大。

參考文獻(xiàn)：

[1]劉欣，王國(guó)慶，李曙光，等.重型運(yùn)載火箭關(guān)鍵制造技術(shù)發(fā)展展望[J].航天制造技術(shù)，2013(1)：1-6.

[2]陳杰.研制中的美國(guó)新一代重型運(yùn)載火箭[J].太空探索，2013(7)：43-45.

[3]宋成，韓永全，杜茂華，等.焊接參數(shù)對(duì)鋁合金VPPA焊縫成形的影響[J].電焊機(jī)，2009，39(7)：46-48.

[4]嚴(yán)躍蘭，李小宇.2219-T87鋁合金變極性等離子焊接接頭軟化行為分析[J].焊接，2015(6)：53-56.

[5]李小宇，杜兵，徐良，等.2219-T87鋁合金變極性等離子弧焊工藝工程適應(yīng)性研究[J].焊接，2013(10)：34-39.

[6]周萬(wàn)盛，姚君山.鋁及鋁合金的焊接[M].北京：機(jī)械工業(yè)出版社，2006.

[7]張勤練，楊春利，林三寶，等.2A14鋁合金變極性等離子橫向焊縫成形特點(diǎn)[J].焊接學(xué)報(bào)，2013，34(9)：79-82.

[8]張勤練，楊春利，林三寶，等.新型柔性變極性等離子弧鋁合金橫焊技術(shù)研究[EB/OL].http://www.cnki.net/kcms/detail/11.2187.TH.20151008.1417.004.html，2015-10-08.

[9]鄭兵，王其隆.鋁合金等離子弧立焊穿孔熔池穩(wěn)定建立條件[J].焊接學(xué)報(bào)，1993，14(3)：164-170.

[10]吳磊，崔軍，張海波，等.等離子弧焊技術(shù)在承壓設(shè)備制造中的應(yīng)用[J].壓力容器，2015，32(4)：73-79.

[11]沈勇，劉黎明，張兆棟.鎂合金中厚板變極性等離子弧焊工藝[J].焊接學(xué)報(bào)，2005，26(6)：1-4.

Effect of Process Parameters on the Horizontal Welding Joint of

Aluminum Alloy with Variable Polarity Plasma Arc Welding

SUN Shi-xuan,GAO Yan-jun,LI Yan-min,CHU Xiao-bin,

JIA Xiao-zhe，WANG Zhi-feng

(Capital Aerospace Machinery Corporation,Beijing 100076,China)

Abstract:6 mm thick 2219 aluminum alloy was welded by variable polarity plasma arc welding,the effects of process parameters on microstructure and mechanical properties were analyzed.The results show that:when increasing the nozzle center hole diameter,the torch slightly upward tilt,the process parameters are matched reasonably,the transverse weld can be obtained by the variable polarity plasma arc.The tensile strength of the joint is about 260~270 MPa,which reaches 59% of the parent material,and the elongation is about 3.5%.When the welding current is small,and the welding speed is relatively fast,and the joint can obtain the isometric crystal structure.

Key words:horizontal welding;variable polarity plasma arc welding;forming;mechanical properties

作者簡(jiǎn)介：孫世烜(1985-)，男，工程師，主要研究方向：鋁合金熔焊、攪拌摩擦焊、攪拌摩擦點(diǎn)焊、塞補(bǔ)焊及運(yùn)載火箭貯箱焊接技術(shù)研究等，

通信地址：100076北京市豐臺(tái)區(qū)警備東路2號(hào)首都航天機(jī)械公司，E-mail:174323718@qq.com。

收稿日期：2015-11-08修稿日期：2015-12-09

基金項(xiàng)目：國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51375150，51205114)

doi:10.3969/j.issn.1001-4837.2015.12.002

中圖分類號(hào)：TH131.2;TG156

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號(hào)：1001-4837(2015)12-0007-06