2219/5A06異種鋁合金脈沖VP-TIG焊工藝

徐光霈，魏耀光，冉洸奇，陳瑤，李桓

(1.航空工業成都飛機工業(集團)有限責任公司,成都,610073；2.天津大學,天津市現代連接技術重點實驗室,天津,300072)

0 序言

鋁合金因其質量輕、比強度高、耐蝕性好等優點被廣泛應用于航空航天、汽車制造等重要領域[1-2].其中2219和5A06鋁合金是應用廣泛的典型代表，2219鋁合金比強度高，5A06鋁合金耐蝕性好，兩者由于性能的差異被用于不同的場合[3-4].隨著結構服役情況的不斷提高，為同時滿足結構件高強度及耐蝕性的需求，對異種鋁合金焊接接頭性能提出了更高要求[5-6].

焊接接頭的最終性能取決于焊接工藝參數的選擇，選擇合適的工藝參數將會極大地提高接頭的質量，因此進行一系列合理的試驗來確定最佳的工藝參數至關重要.然而全面試驗方法需要大量的試驗次數來確定最佳工藝參數，這很顯然需要消耗大量的時間及成本[7].相比于全面試驗方法，正交試驗方法是從全面試驗中挑選出部分有代表性的點進行試驗，并且能夠利用數理統計的方法處理試驗結果[8]，因而減少了試驗次數，具有較高的效率，得到了國內外研究學者的廣泛應用[9-10].

文中采用正交試驗方法對2219/5A06異種鋁合金脈沖變極性鎢極氬弧焊 (variable polarity tungsten inert gas welding,VP-TIG) 進行工藝參數優化，并通過試驗分析優化后焊接接頭組織與性能的相關性，為異種鋁合金接頭性能的研究提供試驗依據.

1 試驗方法

母材為熱處理強化的2219-T87鋁合金和加工硬化的5A06-H112鋁合金，試板規格為150 mm ×75 mm × 5.5 mm.為了獲得較高強度的焊接接頭，采用ER2319鋁合金焊絲，焊絲直徑1.2 mm，母材及焊絲化學成分如表1所示，焊接電源為山東奧太WSME-315型逆變式交直流脈沖氬弧焊機.

表1 母材和ER2319焊絲化學成分Table 1 Chemicial compositions of the base material and the ER2319 welding wire

焊接過程中，需保持以下工藝參數恒定不變：基值電流Ib=180 A，占空比δ=50%，交流頻率100 Hz，保護氣體為99.99%純氬氣，氣體流量15 L/min，鎢極到工件的距離為3 mm，V形坡口鈍邊2 mm，無根部間隙，焊接方向垂直于軋制方向.為了保證陰極清理的前提下，最大程度地降低鎢極的燒損，將脈沖變極性氬弧焊機設置交流偏置Ki=10%(負半波電流/正半波電流為1.1時，KI=10%)，清理比例Kt=-20%(負半波時間/工作周期為0.3時，Kt=-20%).

按國家標準GB/T 228.1—2010進行拉伸試驗，拉伸速率為1 mm/min，通過數字圖像相關(digital image correlation,DIC) 技術測量拉伸過程中實時的應變分布云圖，采用ZEISS Sigma 300場發射掃描電鏡、Zeiss Smart Zooms 5超景深顯微鏡、SU-1510掃描電鏡觀察斷口形貌.按國家標準GB/T 2654—2008進行顯微硬度測試，試驗加載力為4.9 N，加載時間15 s.采用傳統的三電極Autolab電化學工作站在3.5%NaCl溶液中進行循環電化學極化測試，分析2219側鋁合金和焊縫的點蝕行為.

2 正交試驗

2.1 建立正交模型

正交試驗方法按以下步驟進行：①選因素(脈沖VP-TIG焊工藝參數)、定水平(工藝參數的變化范圍)；②選擇合適正交表；③進行正交試驗，記錄質量特征值(抗拉強度)；④ 采用Minitab軟件對試驗結果進行數理統計分析；⑤進行最佳參數驗證試驗.脈沖VP-TIG焊可調工藝參數較多，根據相關學者的研究并結合試驗條件，選擇峰值電流、焊接速度、送絲速度、坡口角度、脈沖頻率5個因素進行優化[11]，通過觀察焊縫成形以及是否全焊透，確定工藝參數的變化范圍，如表2所示.

表2 因素及水平設計表Table 2 Design table of factors and levels

根據因素和水平數選擇合適的正交表，文中正交試驗中，既需要考慮表2所設計的5因素3水平，還需考慮3組交互作用：峰值電流 × 焊接速度(A × B)、峰值電流 × 送絲速度 (A × C)、峰值電流 ×坡口角度 (A × D)，并預留1列空白列作為隨機誤差列.為了減少正交表的列數，交互作用所占列數都設計為1列，故可以選擇最小正交表L27(39)進行工藝優化.

如表3所示，正交表設計完成后，將各列表頭的因素采用表2編號替代，將各列上的數字1，2和3分別看成各因素的水平數，就可以確定27組工藝參數組合方案.交互作用和空白列雖然也占有相應列，但對試驗方案沒有任何影響，按各工藝參數的組合進行試驗，取焊后接頭3次抗拉強度的平均值作為質量特征值.

表3 試驗方案與試驗結果Table 3 Experiment scheme and corresponding results

2.2 正交試驗極差分析

信噪比 (signal to noise ratio,S/N) 是衡量質量穩定性的評價指標.為了獲得接頭最大的抗拉強度，故選擇望大特征的信噪比進行試驗結果的極差分析，其計算公式為

式中：n為拉伸試驗次數(3次)；yj為第j次的抗拉強度.計算結果如表4所示.

表4 抗拉強度的信噪比Table 4 Signal to noise ratio of tensile strength

一般來說，各因素的極差是不相等的，這就表明各因素水平的變化對試驗結果的影響是區分主次順序的.若極差越大，就能夠說明該因素對試驗結果影響越大；若空白列的極差比所有因素的極差大，表明各因素之間可能存在不可忽略的交互作用.

如表5所示，通過Minitab軟件計算信噪比的極差R.從極差R的排秩結果發現，交互作用A ×C(峰值電流 × 送絲速度)、A × D(峰值電流 × 坡口角度)對試驗結果的影響最小，因而可以忽略.交互作用A × B(峰值電流 × 焊接速度)雖然排秩為5，但是小于因素A(峰值電流)和B(焊接速度)單獨變化時對試驗結果的影響，因而也可以忽略.因此文中正交試驗設計中，各因素對試驗結果的影響從主到次的順序依次為：B(焊接速度) — D(坡口角度)— A(峰值電流) — E(脈沖頻率) — C(送絲速度).

表5 信噪比響應表Table 5 Signal to noise ratio response table

圖1為相對應的信噪比響應圖，結合表5選擇最佳的試驗方案組合.正交試驗選擇了望大特征的信噪比，因此從 A(峰值電流)、B(焊接速度)、C(送絲速度)、D(坡口角度)、E(脈沖頻率)3個水平中選擇最大的信噪比，得到最優工藝參數組合為A3B3C1-D1E3，并不包含在已做的27組試驗方案中，這正體現了正交試驗設計的優越性.

圖1 信噪比響應圖Fig.1 Signal to noise ratio response diagram

2.3 正交試驗方差分析

極差分析清晰易懂，但不能區分各因素水平的變化對試驗結果的影響究竟是由因素的水平變化引起的，還是由試驗誤差引起的，也就是說，無法估計試驗誤差的大??；另外極差分析雖然可以確定各因素對試驗結果影響的主次順序，但是不能提出一個標準來判斷各因素作用的顯著程度，因此為了彌補極差分析的缺陷，對試驗結果進行了方差分析，表6為信噪比方差分析，表中F值為各因素或交互作用的方差除以誤差的方差；P值表示模型及各個因素的顯著水平，系統默認值 0.05.當P＜0.05時，表明該因素的變化對試驗結果的影響非常顯著，P值越小影響越顯著；當P＞0.05時，表明該因素的變化對試驗結果的影響不顯著，P值越大影響越不顯著.

表6 信噪比方差分析表Table 6 Analysis of variance for signal-to-noise ratio

從信噪比方差分析表中得出，因素B(焊接速度)和D(坡口角度)的P＜0.05，表明這2個因素的變化對試驗結果的影響非常顯著，并發現因素B比因素D的P值更小，說明了因素B在正交試驗中對試驗結果的影響是最顯著的.因素A(峰值電流)、C(送絲速度)、E(脈沖頻率)的P＞0.05，表明這些因素對試驗結果的影響并不顯著，并從P值的大小得知：對試驗結果的影響由大到小依次為因素A—因素E—因素C.另外，從3組交互作用的P值都大于0.05得出，正交試驗中所選的交互作用可以忽略它們對試驗結果的影響.

2.4 試驗驗證

正交試驗設計最佳工藝參數組合為A3B3C1D1E3，其具體工藝參數為：A(峰值電流250 A)，B(焊接速度140 mm/min)，C(送絲速度2.5 m/min)，D(坡口角度 70°)，E(脈沖頻率3 Hz)，并不包含在已做的27組試驗方案中，因此將最佳方案A3B3C1D1E3與正交表中最好的第26號試驗方案A3B3C1D1E1作對比試驗.如表7所示，從Minitab軟件預測值和實際測量值得出，最佳方案組合的信噪比和抗拉強度都比第26號試驗方案高，說明正交試驗設計成功優化了2219/5A06異種鋁合金脈沖VP-TIG焊的工藝參數.

表7 Minitab 預測值和實際測量值Table 7 Minitab predicted and actual measured value

圖2為最佳工藝參數組合A3B3C1D1E3的焊縫宏觀形貌，從圖看出焊縫成形良好，呈明顯的魚鱗狀，在焊縫橫截面中并未發現明顯的缺陷.

圖2 焊縫宏觀形貌Fig.2 Macroscopic morphology of weld.(a) weld formation;(b) weld cross section

3 力學和腐蝕性能

3.1 力學性能

在焊接熱循環的作用下，焊縫區、熱影響區以及熔合線附近的組織形貌、元素分布和晶體學結構均會發生改變，這些改變會對接頭力學性能產生重大影響，因此研究優化后的2219/5A06異種鋁合金焊接接頭組織與力學性能的相關性，解釋拉伸過程中試樣斷裂的機理以及顯微硬度的分布規律.2219-T87鋁合金抗拉強度為470 MPa，斷后伸長率為15.36%；5A06-H112鋁合金抗拉強度為397 MPa，斷后伸長率為15.73%；焊后接頭抗拉強度分別達到2219和5A06母材的67.5%和80.0%，斷后伸長率分別達到2219和5A06母材的27.0%和26.4%.圖3所示拉伸試驗中，試樣的斷裂位置發生在2219側熔合線附近的區域.

圖3 脈沖VP-TIG焊接頭斷裂位置Fig.3 Fracture location of pulsed VP-TIG joint

圖4為拉伸過程中焊接接頭實時的應變分布云圖.從圖看出，焊接接頭中的最大應變集中發生在2219和5A06側熔合線附近的區域，并發現2219側熔合線附近的應變比5A06側熔合線附近的應變更大、分布更密集；隨著拉伸過程的進行，試樣斷裂沿著2219側熔合線附近的最大應變處發生.觀察焊接接頭斷口橫截面的微觀組織，可以更好地解釋接頭的失效原因.圖5為2219側熔合線附近斷裂區域的微觀形態，從圖中看出，斷裂主要沿細等軸晶帶和晶界發生，由于細等軸晶帶未能與2219側熔合線附近熱影響區側的板條狀組織和焊縫側的粗等軸晶實現平滑過渡，以及晶界處存在大量的呈網狀連續的共晶相惡化了接頭性能.

圖4 脈沖VP-TIG焊接頭應變分布云圖Fig.4 Strain distribution cloud diagram of pulsed VPTIG welded joint

圖5 脈沖VP-TIG焊接頭斷口橫截面組織Fig.5 Fracture cross section structure of pulsed VP-TIG welded joint.(a) top;(b) middle;(c) bottom

圖6為2219側熔合線附近斷裂區域的第二相分布和相對應的能譜定點測量結果，進一步闡明第二相對接頭斷裂的影響.結果表明，斷裂主要發生在細等軸晶帶和晶界呈網狀連續的Al+Al2Cu共晶相處.

圖6 脈沖VP-TIG焊接頭斷口橫截面第二相分布Fig.6 Second phase distribution on the fracture cross section of pulsed VP-TIG welded joint.(a) top;(b)bottom

圖7為焊接接頭斷口形貌，將2219側宏觀斷口分為3個部分：沿厚度方向頂部①、中部②、底部③.從圖中看出，頂部斷口形貌基本全為撕裂棱，中部和底部斷口形貌還是以撕裂棱為主，但同時又存在一些淺而平的韌窩，底部韌窩的分布較中部多，表明脈沖VP-TIG焊接頭的斷裂方式主要以準解理斷裂為主，但同時存在一些塑性斷裂的特征.

圖7 脈沖VP-TIG焊接頭2 219側斷口形貌Fig.7 Fracture morphology of 2 219 side of pulsed VPTIG welded joint

圖8為脈沖VP-TIG焊接頭不同位置的顯微硬度分布和相對應的硬度分布云圖，其中位置1-4分別指距接頭上表面的距離：位置1(1.25 mm)、位置2(2.25 mm)、位置3(3.25 mm)、位置4(4.25 mm).從顯微硬度的分布來看，脈沖VPTIG焊接頭中2219和5A06母材的硬度值最高；其次從母材到熱影響區，兩側接頭的硬度值都呈現明顯的下降趨勢，而2219熱影響區的下降趨勢更明顯.相比于熱影響區，兩側熔合線附近的硬度值更低，其中2219側熔合線附近是整個接頭中硬度值最低的區域，這是因為從2219側熔合線附近的第二相分布特征可以得出，相比于2219熱影響區，由于2219側熔合線附近晶粒內基本不存在顆粒狀的Al2Cu相，而晶界上卻分布著大量的呈網狀連續的Al+Al2Cu共晶組織，導致該區域的硬度值最低、塑性差.而對于5A06側熔合線附近的區域，由于該區域經歷的峰值溫度比5A06熱影響區高，導致加工硬化效果進一步消失，但軟化程度遠小于2219側熔合線附近的區域，因此2219側熔合線附近是整個接頭中最薄弱的位置，是斷裂發生的位置.

圖8 脈沖VP-TIG焊接頭顯微硬度分布Fig.8 Microhardness distribution of pulsed VP-TIG welded joints.(a) microhardness at different locations;(b) microhardness cloud image

3.2 腐蝕性能

5A06鋁合金是防銹鋁，耐蝕性優良，通過循環電化學極化試驗，分析焊接接頭2219側鋁合金和焊縫的腐蝕行為.圖9為焊接接頭2219側鋁合金和焊縫的循環極化曲線，其中用黑色箭頭表示掃描方向，并標注腐蝕電位 (corrosion potential,Ecorr)、點蝕電位 (pitting potential,Epit)、點蝕之后重新鈍化電位 (repassivation/protection,Eprot).從圖中看出，焊接接頭的不同區域都呈現出典型的鈍化區，該鈍化區與所施加的電勢無關，直到形成鈍化膜的點蝕電位Epit為止，從而保護了鋁合金免受腐蝕.

圖9 循環極化曲線Fig.9 Cyclic polarization curve.(a) 2219 BM;(b) 2219 HAZ;(c) 2219 side fusion line;(d) welded seam

表8為相對應的電化學參數值.從表中得出，2219熱影響區具有比2219母材低的自腐蝕電位和高的腐蝕電流密度，且根據電位差ΔE1(Epit-Eprot)發現點蝕之后2219熱影響區重新鈍化的能力比母材低，這些參數都表明熱影響區由于焊接熱輸入的作用造成了耐蝕性降低.相比于2219熱影響區，由于2219側熔合線附近的區域和焊縫具有更高的腐蝕電流密度，較低的點蝕電位，且重新鈍化的能力也更弱，因此對于焊接接頭2219側鋁合金和焊縫，2219側熔合線附近的區域和焊縫是點蝕優先發生的位置.

表8 循環電化學極化試驗結果Table 8 Design table of factors and levels

圖10為循環電化學極化試驗后的腐蝕形貌.從圖中可以清晰地看出，2219母材的耐點蝕能力最好，其次是2219熱影響區，2219側熔合線附近的區域和焊縫的耐點蝕性能最差，與上述循環電化學曲線得出的結論相吻合，并且發現2219側熔合線附近的區域和焊縫發生了點蝕逐漸向晶間腐蝕的過渡，這是因為鋁合金的點蝕與第二相密切相關，Al2Cu相由于含有電位較高的Cu元素，使其作為陰極被保護，Al2Cu相周圍的基體產生了貧銅區，使其作為陽極發生了腐蝕，然而2219側熔合線附近的區域和焊縫在焊接熱輸入作用下，晶界處存在大量的呈網狀連續的Al+Al2Cu共晶相，導致其耐蝕性降低.

圖10 腐蝕形貌Fig.10 Corrosion morphology.(a) 2219 BM;(b) 2219 HAZ;(c) 2219 side fusion line;(d) welded seam

4 結論

(1) 采用L27(39)正交表，最佳工藝參數組合為峰值電流250 A、焊接速度140 mm/min、送絲速度2.5 m/min、坡口角度70°、脈沖頻率3 Hz.工藝參數的變化對試驗結果的影響從主到次的順序依次為焊接速度—坡口角度—峰值電流—脈沖頻率—送絲速度，其中焊接速度和坡口角度對試驗結果的影響非常顯著.

(2) 成功獲得了無缺陷的焊接接頭，接頭的抗拉強度分別達到2219和5A06母材的67.5%和80.0%，斷后伸長率分別達到2219和5A06母材的27.0%和26.4%.試樣的斷裂沿著2219側熔合線附近的最大應變處發生，該位置是整個接頭中硬度值最低的區域，接頭的斷裂方式主要以準解理斷裂為主，同時存在一些塑性斷裂的特征.

(3) 對于焊接接頭2219側鋁合金和焊縫，2219側熔合線附件和焊縫區域耐蝕性最差，是點蝕優先發生的位置.