蒙丹陽 王惠苗 丁吉坤 張登魁 劉 飛

（1 天津航天長征火箭制造有限公司，天津 300462）

（2 清華大學(xué)機械工程學(xué)院，北京 100084）

（3 天津職業(yè)技術(shù)師范大學(xué)機械工程學(xué)院，天津 300222）

文 摘 針對2219異種熱處理狀態(tài)C10S+CYS鋁合金進行鎢極氬弧焊接試驗，對比研究了常規(guī)焊接與擺動焊接接頭的力學(xué)性能、微觀組織、硬度分布等。分析結(jié)果表明，相較常規(guī)接頭，采用擺動焊接工藝的接頭其力學(xué)性能有所提高，同時接頭中下部PMZ、OAZ 的硬度有所下降，寬度范圍有所增加。應(yīng)變分布結(jié)果表明，斷裂前常規(guī)接頭最大應(yīng)變沿對角線分布，而擺動接頭呈近似W 型分布；對微觀組織及斷口觀察可知，擺動接頭CYS側(cè)的PMZ、OAZ中連續(xù)第二相的數(shù)量及尺寸有所降低，接頭呈韌性為主的混合型斷裂特征。

0 引言

2219 可熱處理強化鋁合金由于其良好的可焊性及優(yōu)良的焊后性能，被廣泛用于航天火箭產(chǎn)品貯箱的生產(chǎn)制造中。2219鋁合金被廣泛用于美國的土星V號、前蘇聯(lián)的能源號、日本的H-2系列、歐洲航空局的Ariane V 等運載火箭貯箱和美國航天飛機的外貯箱上。我國也將2219鋁合金選為新一代運載火箭貯箱的主體材料［1］，貯箱作為典型薄壁壓力容器，是由箱底、叉形環(huán)和中間筒段的焊接組裝而成［2］，作為貯箱重要部件的叉形環(huán)通常采用2219-CYS 態(tài)鋁合金（固溶處理+冷鍛+人工時效），而中間筒段則采用2219-C10S 態(tài)鋁合金（固溶處理+10%冷變形+人工時效），叉形環(huán)與筒段焊縫的焊接質(zhì)量非常重要。

國內(nèi)外針對2219 鋁合金材料的研究有許多，包括鎢極氬弧焊（TIG）、攪拌摩擦焊、變極性等離子焊、電子束焊、電阻點焊、激光焊接等在內(nèi)的諸多焊接方法均有涉及［3-6］，其中TIG 焊接方法應(yīng)用較為廣泛，也是目前國內(nèi)新一代運載火箭貯箱生產(chǎn)的主力焊接方法。擺動焊接可以獲得更寬的焊縫，提高焊接效率，在焊接中研究應(yīng)用同樣廣泛，如胡軍峰等人研究了電弧擺動對20 mm 厚鋼材焊接應(yīng)力場的影響，指出由于電弧擺動引起更大的橫向溫度梯度導(dǎo)致擺動焊接橫向殘余應(yīng)力比無擺動焊接的橫向殘余應(yīng)力大［7］。羅雨等人研究了窄坡口MAG焊擺動參數(shù)對X65管線鋼焊縫成形的影響［8］。鋁合金方面，為解決相應(yīng)鋁合金激光焊接氣孔問題，祁小勇等人［9］和余世文等人［10］分別針對6 mm 5083 鋁合金擺動激光電弧復(fù)合焊和6 mm 5183鋁合金激光擺動焊進行了工藝研究，結(jié)果顯示采用特定擺動工藝可使氣孔顯著減少。KOU 等人研究了低頻橫向電弧擺動對1.5 mm 2014鋁合金接頭顯微組織的影響，分析指出低頻橫向擺動可減小枝晶間距［11］。國內(nèi)外的研究主要集中在厚板鋼材和同種熱處理狀態(tài)的中薄板鋁合金，針對異種熱處理狀態(tài)2219 鋁合金厚板的擺動TIG 焊接研究較少。

本文以C10S+CYS 異種熱處理狀態(tài)2219 鋁合金厚板擺動TIG 焊接接頭為研究對象，研究擺動TIG 對接頭組織和性能的影響，對貯箱焊接質(zhì)量的提升有重要意義。

1 試驗

1.1 材料

試驗材料選取2219 Al-Cu 系高強度鋁合金試片，母材成份見表1，試片尺寸為300 mm×150 mm×10 mm，鋁合金試片熱處理狀態(tài)分別為C10S 狀態(tài)和CYS 狀態(tài)，采用牌號2325 的Φ1.6 mm 光亮焊絲進行焊縫填充，保護氣采用99.999% 的高純氦氣和氬氣。

表1 2219鋁合金主要化學(xué)成分Tab.1 Main chemical composition of 2219 alloy wt%

1.2 試驗方案

試驗采用AMET VPC450 焊接電源進行焊接，采用無坡口對接接頭形式進行TIG 焊。分別采用兩種自動焊接工藝，一類采用常規(guī)焊接工藝，即直流氦弧打底焊+交流氬弧蓋面焊；另一類采用擺動焊接焊接工藝，即在常規(guī)焊接工藝的基礎(chǔ)上增加一層擺動蓋面焊，并在擺動蓋面前將焊槍中心略偏向CYS 側(cè)，實際使擺動中心與原焊縫中心偏移3 mm。焊接過程中焊槍垂直焊縫水平往復(fù)運動，配合工件按一定焊接速度移動完成焊接，擺動幅值8 mm，擺動周期0.2 s。另外常規(guī)焊接工藝為保證正面余高，蓋面送絲速度一般采取1 000 mm/min，He 保護氣流量采用1～1.5L/min，擺動焊接工藝中蓋面層焊接時送絲速度一般采取700～800 mm/min，He 保護氣流量采用2.5～3 L/min，其余參數(shù)相同見表2。

表2 焊接參數(shù)表Tab.2 Welding parameters

焊前采用汽油酒精清理工件表面，然后采用刮削打磨的機械方法去除焊接區(qū)氧化膜，直至露出金屬光澤。焊接完成后進行X 光無損檢測，確認(rèn)焊縫內(nèi)部無超標(biāo)缺陷后沿垂直焊縫方向切取拉伸試樣進行常溫力學(xué)性能拉伸測試，加工試樣尺寸見圖1。

試驗方法按GB/T228.1—2010《金屬材料室溫拉伸試驗方法》執(zhí)行，獲得接頭常溫拉伸試驗性能數(shù)據(jù)，并利用數(shù)字圖像相關(guān)（DIC）技術(shù)監(jiān)測拉伸過程中的應(yīng)力分布；同時使用“1.0%HF+1.5%HCL+2.5%HNO3+95%H2O”的混合試劑腐蝕金相試樣，利用光學(xué)顯微鏡和掃描電鏡分別觀察接頭焊縫宏觀形貌、顯微組織及斷口形貌。

圖1 接頭加工試樣尺寸Fig.1 Dimension of tensile specimen

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 焊縫成型及力學(xué)性能

根據(jù)所經(jīng)歷的熱循環(huán)不同，可將時效強化2219鋁合金熔化焊接頭分為焊縫區(qū)WZ、部分熔化區(qū)PMZ、過時效區(qū)OAZ、熱影響區(qū)HAZ 及母材等區(qū)域［12］。2219鋁合金異種熱處理狀態(tài)的常規(guī)焊接與擺動焊接接頭焊縫成型如圖2所示，焊縫接頭呈T 字型，擺動焊接接頭焊縫寬度寬于常規(guī)接頭，焊縫寬度可達20～22 mm，較常規(guī)焊縫接頭的16～18 mm 寬度增大了約25%；并且由于擺動蓋面時焊槍偏向CYS側(cè)，蓋面焊縫略偏向CYS 側(cè)，一般而言焊縫寬度增大有利于接頭拉伸性能提升。

圖2 接頭焊縫成型Fig.2 Welding seam forming of two kinds joints

表3為擺動接頭與常規(guī)接頭抗拉強度、斷后伸長率的對比?？梢钥吹?，擺動焊接接頭平均抗拉強度為288.9 MPa，較常規(guī)接頭抗拉強度的276.6 MPa 提高約4.4%，擺動接頭斷后伸長率為6.1%，較常規(guī)接頭的4.5%提高約35.6%?？梢妼τ?219 異種熱處理狀態(tài)鋁合金接頭，擺動焊接接頭力學(xué)性能優(yōu)于常規(guī)焊接接頭力學(xué)性能，斷后伸長率提高幅度要明顯高于抗拉強度提高幅度，接頭力學(xué)性能滿足結(jié)構(gòu)設(shè)計要求。

表3 兩種焊接工藝接頭力學(xué)性能Tab.3 Tensile test results of two kinds joints

2.2 硬度分布

圖3為兩類接頭橫截面顯微硬度分布。顯微硬度測試時均測試了接頭橫截面上、中、下三個位置的硬度分布，上、下兩個位置分別距上、下表面各1 mm，中間位置為距上表面5 mm。由圖可知，焊縫硬度均明顯低于母材硬度，常規(guī)、擺動接頭的橫向硬度分布由小到大均依次為焊縫區(qū)WZ、過時效區(qū)OAZ、部分熔化區(qū)PMZ、熱影響區(qū)HAZ。接頭各個區(qū)域中，CYS側(cè)不同區(qū)域的寬度總體略大于C10S 側(cè)的，且對上、中、下三層硬度值而言，PMZ 和OAZ 上層的均高于下層區(qū)域的硬度。

圖3 接頭橫截面顯微硬度分布Fig.3 Microhardness distribution on transverse cross-section of two kinds joints

對比常規(guī)接頭與擺動接頭硬度分布，擺動接頭的中下部PMZ、OAZ 的硬度有所下降，寬度范圍也有所增加，且底層寬度范圍增加較為明顯。這是由于擺動焊的增加使得接頭中下層OAZ 經(jīng)歷1 次過時效溫度，過時效導(dǎo)致該區(qū)大量細(xì)小θ'相轉(zhuǎn)成θ 相，且使其粗化，熱影響使剩余θ'相發(fā)生明顯粗化，該區(qū)域合金隨即軟化，最終導(dǎo)致硬度下降、寬度增加。

2.3 應(yīng)變分布

接頭的拉伸過程中的側(cè)面應(yīng)變分布見圖4?？芍诶爝^程中，常規(guī)接頭較低應(yīng)力時應(yīng)變分布較均勻；隨著應(yīng)力增大，接頭最大應(yīng)變先從焊縫中心和C10S 側(cè)正面焊趾處萌生，C10S 側(cè)的焊趾處最先出現(xiàn)了最大應(yīng)變值，但裂紋最終啟裂于CYS 側(cè)的焊趾處。而擺動接頭較大的應(yīng)變最先萌生于背面焊趾處，較低應(yīng)力時較集中的變形出現(xiàn)在CYS 側(cè)。當(dāng)應(yīng)力繼續(xù)上升時，較集中的變形逐漸聚集在C10S 側(cè)的過時效區(qū)，變形較為充分，但接頭最終啟裂于變形相對較弱的CYS 側(cè)的焊趾處，與常規(guī)接頭啟裂位置一致，均說明CYS 側(cè)焊趾處力學(xué)性能弱于C10S 側(cè)的。此外，常規(guī)接頭拉伸啟裂前的最大應(yīng)變沿著對角線分布，而擺動接頭啟裂前的最大應(yīng)變分布呈近似W 型；同時可以看到，斷裂前的擺動接頭的側(cè)面應(yīng)變值要大于常規(guī)接頭，說明擺動接頭的力學(xué)性能要優(yōu)于常規(guī)接頭，與前面得到的力學(xué)性能結(jié)果規(guī)律一致。

圖4 接頭在拉伸過程中的側(cè)面應(yīng)變分布Fig.4 Contours of the strain in the transverse section during the tensile test for the two joints

2.4 微觀組織

圖5是接頭橫截面焊縫區(qū)域的掃描電子像，圖中常規(guī)接頭依次為蓋面WZ、打底WZ，擺動接頭依次為蓋面WZ、緊鄰蓋面焊縫位置的打底WZ、打底WZ。由圖可知，打底焊縫中的共晶相θ較為細(xì)小、致密，蓋面焊縫中的共晶相θ較為粗大、稀疏。這是由于蓋面焊熱輸入相對較大，溫度梯度較大，冷卻速度快，第二相來不及析出即發(fā)生凝固，導(dǎo)致蓋面焊縫中共晶相較為稀疏。

圖5 接頭橫截面焊縫區(qū)域掃描電子像Fig.5 Microscopic observation of the welding zone（WZ）in the joint cross sections

相對于常規(guī)焊接接頭，擺動焊接頭蓋面焊縫中共晶相θ 的數(shù)量較稀疏，遠(yuǎn)離蓋面的打底焊縫中共晶相θ較致密，而緊鄰蓋面的打底焊縫中共晶相θ 則較稀疏。這是由于蓋面焊對打底焊具有固溶作用，使得該位置原部分析出的第二相重新固溶于基體中，造成共晶相減少；而增加擺動焊對遠(yuǎn)離蓋面的打底焊縫具有時效作用，該位置由于距蓋面焊熱源距離增加，溫度相對較低，使得許多固溶于基體中的第二相在擺動焊熱輸入的作用下又重新析出，造成共晶相的增加。

圖6依次為兩類接頭CYS 側(cè)PMZ、OAZ、HAZ 的掃描電子像。對比來看組織差異不大，但擺動接頭的PMZ、OAZ 中第二相數(shù)量略有降低，且第二相的尺寸相對細(xì)小，HAZ 中的差異不大。由于接頭一般沿CYS 側(cè)PMZ 區(qū)域斷裂，故該區(qū)域性能對接頭力學(xué)性能有重要影響，常規(guī)接頭PMZ 區(qū)域第二相的尺寸相對較大且部分連續(xù)，對接頭力學(xué)性能不利；而擺動焊接頭PMZ 區(qū)域連續(xù)第二相的數(shù)量及尺寸均有所降低，對接頭力學(xué)性能的提高有益。

圖6 接頭橫截面CYS側(cè)PMZ、OAZ、HAZ掃描電子像Fig.6 Microscopic observation of PMZ，OAZ and HAZ in the CYS side of joint crosss section

一般而言，接頭的斷裂一方面與斷裂位置的組織性能有關(guān)，一方面與應(yīng)力狀態(tài)有關(guān)。由于焊接接頭熔合線區(qū)域兩側(cè)組織性能差異較大，同時常規(guī)接頭包含熔合線在內(nèi)的PMZ 區(qū)域內(nèi)共晶相等第二相組織粗大且連續(xù)，裂紋易萌生于粗大連續(xù)的脆性共晶相上，造成接頭熔合線區(qū)域性能薄弱；同時接頭斷裂側(cè)的應(yīng)力集中區(qū)域基本與熔合線區(qū)域重合，故接頭易沿熔合線附近斷裂。而擺動接頭PMZ 區(qū)域內(nèi)共晶相等第二相組織尺寸減小、連續(xù)性降低，故裂紋啟裂于焊趾位置后，由于無連續(xù)的晶界共晶相擴展路徑，裂紋不易沿晶界擴展，此時傾向沿PMZ 應(yīng)力集中的路徑斷裂，擺動接頭斷裂側(cè)的應(yīng)力集中區(qū)域呈一定寬度的斜直線狀，故擺動接頭最終斷裂呈沿應(yīng)力集中的斜線狀。另外由于擺動焊接頭中下部的PMZ 寬度增加，硬度下降，該區(qū)域塑性變形能力增強，塑性變形能力的增加也易使接頭以塑性材料剪切斷裂的方式發(fā)生斷裂，導(dǎo)致圖4中兩接頭斷裂路徑的差別。

2.5 斷口形貌

圖7為接頭啟裂區(qū)斷口形貌。常規(guī)接頭啟裂區(qū)的斷口有較多脆性斷裂條紋，韌窩較少，具有沿晶斷裂特征。擺動焊接頭啟裂區(qū)斷口呈韌性為主的混合型斷裂特征，可觀察到許多大小不一的撕裂棱和韌窩，撕裂棱較多，韌窩較深，微區(qū)同時可觀察到沿晶斷裂條紋和第二相等顆粒，析出的脆性第二相等粒子通常會成為局部微裂紋的起源，隨著拉伸過程的進行易導(dǎo)致接頭局部出現(xiàn)裂紋。

圖7 接頭啟裂區(qū)斷口形貌Fig.7 Morphology of fracture in the crack zone

相較常規(guī)接頭斷口，擺動焊接頭的啟裂區(qū)斷口中韌窩的數(shù)量較多，且韌窩的深度較深，說明斷裂前接頭啟裂區(qū)經(jīng)歷了大量的變形，反應(yīng)出擺動焊接頭的塑性要優(yōu)于常規(guī)接頭，這與前面力學(xué)性能的結(jié)果一致。

3 結(jié)論

（1）針對10 mm 厚2219 鋁合金C10S+CYS 異種熱處理狀態(tài)接頭，擺動焊接工藝接頭其平均抗拉強度較常規(guī)焊接工藝接頭提高約4.4%，斷后伸長率較常規(guī)接頭提高約35.6%。

（2）兩種焊接工藝接頭的橫向硬度分布由小到大均依次為WZ、OAZ、PMZ、HAZ；擺動接頭的中下部PMZ、OAZ 的硬度有所下降，寬度范圍也有所增加，且底層寬度范圍增加較為明顯。

（3）兩類接頭最終啟裂于CYS 側(cè)的焊趾處，說明CYS 側(cè)焊趾處力學(xué)性能弱于C10S 側(cè)，常規(guī)接頭拉伸啟裂前的最大應(yīng)變沿著對角線分布，而擺動接頭啟裂前的最大應(yīng)變呈近似W型分布。

（4）兩類接頭打底焊縫中的共晶相θ 較細(xì)小、致密，蓋面焊縫中的共晶相θ較為粗大、稀疏，擺動接頭CYS 側(cè)的PMZ、OAZ 中連續(xù)第二相的數(shù)量及尺寸有所降低。

（5）常規(guī)接頭啟裂區(qū)的斷口具有沿晶斷裂特征，擺動焊接頭啟裂區(qū)斷口呈韌性為主的混合型斷裂特征，存在許多大小不一的撕裂棱和韌窩。