LF6鋁合金A-TIG焊與TIG焊接頭對比研究

任曉磊，晁耀杰，鄒龍江，曾 濤，晁耀輝，王大宏

（1.大連理工大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，遼寧大連116024；2.哈爾濱工業(yè)大學(xué)先進(jìn)焊接與連接國家重點(diǎn)實(shí)驗室，黑龍江哈爾濱150001；3.鄭州工業(yè)應(yīng)用技術(shù)學(xué)院，河南鄭州451000）

0 前言

鋁合金因具有質(zhì)量輕、熱穩(wěn)定性好、耐腐蝕、再生性好、比強(qiáng)度高和無磁性等一系列優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于工業(yè)領(lǐng)域。LF6是一種防銹鋁合金，它具有鋁合金的多種優(yōu)點(diǎn)尤其是耐腐蝕性及焊接性能良好，主要用于要求輕量化的結(jié)構(gòu)件和海水裝備的配件，如船舶、建筑等領(lǐng)域，也是航空航天不可缺少的重要材料[1-5]。LF6鋁合金焊接常采用TIG焊，但是由于TIG焊接時焊接電弧能量密度低、電弧力小，在標(biāo)準(zhǔn)的焊接參數(shù)限制下，獲得的焊接接頭性能總是達(dá)不到要求，因此在此基礎(chǔ)上引入了一種新的焊接技術(shù)——TIG活性焊（A-TIG）[6]。A-TIG焊作為TIG焊的優(yōu)化焊接技術(shù)，具有廣闊的應(yīng)用前景，它可以在相同電流下有效地提高熔深，大大提高生產(chǎn)率的同時減小焊接變形。目前，世界上3個最著名的焊接研究所——PWI、EWI、TWI均積極致力于這一新型焊接工藝的研究、發(fā)展和應(yīng)用。其研究熱點(diǎn)主要集中在以下3個方面：一是適用于各種金屬材料的活性劑的研制；二是活性劑增加焊接熔深機(jī)理的研究；三是解決如A-TIG焊焊縫的成形質(zhì)量及其焊縫成分的變化等問題。當(dāng)這些方面的研究得到完善后，A-TIG焊的應(yīng)用將會更加廣泛。

以2mm厚的LF6不銹鋁合金為研究對象，選取SiO2、NaF的混合劑作為焊接活性劑，對比研究ATIG焊與TIG焊的接頭宏觀形貌、組織成分、力學(xué)性能等。對比小電流下的A-TIG焊與大電流TIG焊的焊接接頭的成形質(zhì)量是否更加優(yōu)良，焊縫成分是否發(fā)生變化，是否更加符合焊接的實(shí)際需要。

1 試驗材料和方法

試驗材料為20mm×20mm×2mm的LF6鋁合金薄板，其化學(xué)成分如表1所示。焊接方法為TIG焊，保護(hù)氣體為99.99%氬氣，流量8 L/min。焊接設(shè)備為林肯TIG257氬弧焊機(jī)。焊絲選用與母材同質(zhì)焊絲，焊前用無水乙醇將工件表面油污或雜質(zhì)清除干凈后，用細(xì)鋼絲刷或高精度砂紙打磨試樣表面清理干凈工件表面氧化膜，直至露出金屬光澤。ATIG焊時將活性劑粉末與丙酮以固定配比溶解后攪拌成糊狀，再均勻地涂敷至近焊縫區(qū)域，涂覆厚度10～15mm。為了保證實(shí)驗條件的一致性和實(shí)驗數(shù)據(jù)的可比性，按相同的焊接參數(shù)對試件進(jìn)行對接焊，其中試驗件焊縫處一半涂覆活性劑，另一半不涂。相應(yīng)的焊接參數(shù)如表2所示。

焊后沿焊接接頭橫截面方向采用線切割方式加工試樣，分別對不同的焊接接頭試樣進(jìn)行硬度測試、組織成分分析、室溫拉伸及顯微組織觀察。采用金相顯微鏡觀察焊接接頭的母材區(qū)（BM）、熱影響區(qū)（HAZ）、熔合區(qū)（FZ）及焊縫區(qū)（WZ）的金相組織，按照國家標(biāo)準(zhǔn)GB/T228-2002《金屬材料室溫拉伸實(shí)驗方法》有關(guān)規(guī)定制成拉伸試樣，在DNS100電子力能測試機(jī)上進(jìn)行力學(xué)實(shí)驗。采用低負(fù)荷顯微維氏硬度計沿垂直于熔深方向測試焊接接頭側(cè)面中心線位置硬度，載荷為25 g。利用場發(fā)射掃描電鏡及能譜分別對拉伸斷口進(jìn)行高倍掃描實(shí)驗和元素分析，并用EPMA對焊接接頭的組織成分進(jìn)行成分變化分析。

表1 LF6鋁合金的化學(xué)成分%

表2 TIG焊與A-TIG焊的焊接工藝參數(shù)

2 實(shí)驗結(jié)果與分析

2.1 顯微組織觀察

沿熔深方向截取LF6鋁合金焊接接頭，經(jīng)過一系列制樣過程后，通過金相顯微鏡觀察金相組織。LF6鋁合金TIG焊和A-TIG焊接頭基材、熔合區(qū)和焊縫區(qū)3個不同區(qū)域的顯微組織形貌如圖1所示。

由圖1a、圖1d可知，基材加工方式為軋制加工。由圖1b、圖1c、圖1e、圖1f可知，TIG與A-TIG焊接接頭焊縫區(qū)和熔合區(qū)金相組織均為柱狀晶，但熔合區(qū)的晶粒更小一些。造成這種差別的主要原因是焊縫中間溫度較高，過冷度較小，但熔合區(qū)距母材較近，散熱較快、過冷度較大，金屬能夠快速結(jié)晶，所以熔合區(qū)的晶粒小于焊縫區(qū)。觀察圖1c、圖1f發(fā)現(xiàn)，A-TIG焊焊縫區(qū)晶粒明顯比TIG焊晶粒粗大。顯然涂敷的活性劑對焊縫微觀組織產(chǎn)生了影響，使A-TIG焊縫區(qū)域的晶粒比TIG焊焊縫區(qū)域粗大。其原因為：活性劑與電弧作用增大了電弧，提高了焊縫區(qū)的溫度，使得熔池處于高溫的時間加長，導(dǎo)致晶粒更容易長大。并且由于活性劑吸收熱量，在焊縫區(qū)散熱時其釋放能量降低了溫度散發(fā)速度，造成熔池溫度梯度減小，從而有利于第二相的保留。第二相的數(shù)量越多，它們與位錯間的交互作用越強(qiáng)，阻礙位錯運(yùn)動，提高合金的變形抗力，故A-TIG焊焊縫處的硬度增加。

圖1 焊接接頭顯微組織形貌

2.2 力學(xué)性能分析

焊接后的板材沿垂直于熔深方向截取拉伸標(biāo)準(zhǔn)試樣。拉伸試樣尺寸如圖2所示。在DNS100電子力能測試機(jī)上測試?yán)煸嚇拥闹饕W(xué)性能，拉伸速度為2mm/min。2組拉伸試驗均是從熱影響區(qū)斷裂，說明焊接接頭的強(qiáng)度達(dá)到要求。TIG焊與ATIG焊在常溫下的拉伸曲線如圖3所示。對LF6合金進(jìn)行拉伸試驗后發(fā)現(xiàn)，拉伸曲線上會出現(xiàn)PLC現(xiàn)象，PLC效應(yīng)的成因可歸結(jié)為材料微細(xì)觀結(jié)構(gòu)演化過程中的動態(tài)應(yīng)變時效（Dynamic Strain Ageing），即可動位錯與障礙或溶質(zhì)原子間的相互作用[7-9]。在LF6防銹鋁合金中PLC現(xiàn)象主要是Mg原子與位錯的相互作用引起的[10-11]。由于LF6合金的比熱和導(dǎo)熱系數(shù)在低溫區(qū)間與溫度的升高降低一致，因此在位錯滑移的情況下會稍微提高試樣溫度使其軟化，從而導(dǎo)致強(qiáng)度下降。同時位錯的相互作用增加，位錯與溶質(zhì)原子也會相互作用，導(dǎo)致發(fā)生不連續(xù)滑移的區(qū)域產(chǎn)生加工硬化。因為軟化與加工硬化的作用交替進(jìn)行，所以試樣在拉伸時會出現(xiàn)鋸齒狀。由圖3可知，A-TIG焊與TIG焊拉伸試樣的屈服強(qiáng)度都為225MPa。A-TIG焊的延伸率為22mm，TIG焊的延伸率為20mm，故可以判斷A-TIG焊的延伸率較大；A-TIG焊焊縫的抗拉強(qiáng)度高于TIG焊，其主要原因是A-TIG焊時活性劑的加入使得晶粒內(nèi)析出的第二相增多形成第二相強(qiáng)化，增加焊縫區(qū)域整體強(qiáng)度，從而提高抗拉強(qiáng)度。綜上所述，A-TIG焊的焊接接頭總體拉伸性能較強(qiáng)。

圖2 拉伸標(biāo)準(zhǔn)試樣

圖3 拉伸曲線

沿焊接橫截面中心線位置進(jìn)行對稱的顯微硬度測試，其顯微硬度分布情況如圖4所示。A-TIG焊試樣的整體硬度相比于TIG焊明顯增強(qiáng)，尤其是焊縫處最為明顯。A-TIG焊和TIG焊的試樣在焊縫區(qū)的硬度值基本上達(dá)到最高，而在熱影響區(qū)略有減小。結(jié)合金相圖可以看出，A-TIG焊焊縫處第二相的數(shù)量較多，分析認(rèn)為是熔池內(nèi)有活性劑的作用導(dǎo)致焊縫處凝固時析出的第二相數(shù)量增多。焊縫處的位錯移動時會與第二相產(chǎn)生交互作用，阻礙合金的變形抗力，使硬度升高，表現(xiàn)為焊縫處硬度高于TIG焊的。兩種焊接方式熱影響區(qū)的硬度值均有所降低，這是因為熱影響區(qū)晶粒所處的溫度較高，導(dǎo)致組織長大，所以此區(qū)域的變形抗力較小，硬度降低。

圖4 A-TIG焊與TIG焊硬度曲線

2.3 拉伸斷口分析

兩種焊接方式試樣的拉伸斷裂部位均為靠近熔合區(qū)位置的熱影響區(qū)，由于這一區(qū)域靠近焊縫區(qū)，所以溫度較高，其組織長時間處于過熱狀態(tài)，使晶粒長大粗化，嚴(yán)重降低了這一區(qū)域的塑性與韌性，故試樣拉伸斷裂均在該區(qū)域。為了深入探討焊接接頭的拉伸斷裂機(jī)制，對拉伸斷口進(jìn)行了SEM觀察，TIG拉伸試樣和A-TIG拉伸試樣斷口的掃描形貌如圖5所示。由圖5可知，兩種試樣的拉伸斷裂斷口呈等軸韌窩斷口特征，為韌性斷裂。A-TIG焊的韌窩尺寸大于TIG焊的。由于韌窩尺寸受材料的硬化指數(shù)、應(yīng)力狀態(tài)和溫度的影響，因此它反映了材料斷裂前塑性變形的大小。韌窩尺寸越大，材料塑性越好，所以A-TIG焊的試樣塑性更好[12]。

由位錯理論可知，在第二相粒子或夾雜物周圍堆砌著位錯環(huán)，無外力作用下，位錯環(huán)在第二相粒子的排斥及位錯堆積作用下保持平衡狀態(tài)。當(dāng)所受外力足夠大時，位錯環(huán)向第二相粒子運(yùn)動。當(dāng)其前沿積累的彈性應(yīng)變能足以克服第二相粒子與基體表面之間的界面結(jié)合力而形成新表面時，便會形成顯微空洞。而金屬內(nèi)部的顯微空洞在外力作用下不斷長大，同時幾個相鄰顯微空洞之間的基體橫截面不斷縮小，最后產(chǎn)生斷裂形成韌窩斷口形貌。因此韌窩尺寸的大小與第二相也有十分緊密的聯(lián)系，影響韌窩尺寸的主要因素為第二相質(zhì)點(diǎn)的尺寸、形狀、分布等，另外與外加應(yīng)力溫度等也有很大關(guān)系。斷口第二相微觀組織如圖6所示，可以觀察到在韌窩中心含有較為明顯的第二相質(zhì)點(diǎn)，它在斷裂過程中起裂紋核心作用，為斷裂發(fā)生源。A-TIG焊熱影響區(qū)第二相質(zhì)點(diǎn)的分布比TIG焊多并且第二相的尺寸也相對較大，初步判斷是因為在母材表面涂敷活性劑后，活性劑的導(dǎo)熱性差，覆蓋在熔池表面和熱影響區(qū)，降低了熱影響區(qū)冷卻速度，相變時間變長，使得A-TIG焊熱影響區(qū)晶粒比TIG焊粗大。進(jìn)一步對韌窩中的第二相質(zhì)點(diǎn)進(jìn)行能譜分析，測試數(shù)據(jù)如表3、表4所示。TIG焊和A-TIG都是以Al6FeMn為基的第二相粒子，故可以排除在ATIG焊中添加活性劑會對熱影響區(qū)內(nèi)第二相的成分造成影響。

圖5 顯微斷口形貌

圖6 斷口第二相微觀組織

表3 A-TIG焊熱影響區(qū)第二相元素 %

表4 TIG焊熱影響區(qū)第二相元素 %

2.4 活性劑對焊縫成分的影響

A-TIG焊時在焊縫表面涂覆活性劑必然會導(dǎo)致活性劑元素向焊縫過渡，此外活性劑可以收縮電弧，使A-TIG焊在低電流情況下也能產(chǎn)生較高的電弧溫度，因此可能會過渡燒損母材本身元素導(dǎo)致焊縫成分產(chǎn)生變化。因此對焊縫處進(jìn)行元素成分分析十分必要。對母材區(qū)域、A-TIG焊焊縫區(qū)域以及TIG焊焊縫區(qū)域的基體以及第二相進(jìn)行了EPMA點(diǎn)掃描分析。A-TIG焊、母材及TIG焊焊縫的背散射圖像如圖7所示。母材區(qū)域、A-TIG焊焊縫區(qū)域以及TIG焊焊縫區(qū)域的基體以及第二相的組織的點(diǎn)掃描結(jié)果如表5、表6所示。由于焊縫區(qū)域內(nèi)的第二相經(jīng)歷了一個重熔又析出的過程，第二相沿晶界析出，展現(xiàn)出一部分晶界的形狀（見圖7），焊縫處第二相相對母材的第二相組織比較細(xì)長。而母材處的第二相沒有經(jīng)過重熔再結(jié)晶的過程，故其形貌比較圓潤。

圖7 背散射圖像

表5 基體元素分析 %

由EPMA點(diǎn)分析結(jié)果可知，未涂覆活性劑的焊縫成分與母材成分基本一致，焊接過程基體內(nèi)的合金燒損元素主要為Mg元素；而涂覆活性劑后，Mg元素的燒損更為嚴(yán)重，且Si元素也出現(xiàn)相對燒損。這是因為在A-TIG焊涂覆活性劑后，在焊接過程中可以收縮電弧，所以在小電流情況下A-TIG焊也可以產(chǎn)生較大的熱量，因而 Mg元素的燒損更加嚴(yán)重。根據(jù)數(shù)據(jù)對比，基材處的第二相成分、焊縫處第二相的成分只有Si、Mn元素出現(xiàn)相對燒損，但TIG焊與A-TIG焊的燒損情況基本一致，其第二相所含成分也基本相同。因此可以驗證涂覆活性劑對焊縫成分的影響并不明顯。這說明在焊縫處A-TIG焊的硬度高于TIG焊與元素的關(guān)聯(lián)并不大。

表6 第二相元素分析%

3 結(jié)論

（1）A-TIG焊接頭組織比TIG焊粗大，且析出第二相含量高于TIG焊。

（2）A-TIG焊接接頭的抗拉強(qiáng)度和斷裂伸長率均高于TIG焊，焊縫區(qū)硬度明顯提高，焊接接頭性能良好。

（3）A-TIG焊中活性涂覆劑的加入對焊縫的化學(xué)成分及物相組成基本沒有影響。

（4）A-TIG焊在小電流條件下焊接接頭性能仍略高于TIG焊，因此A-TIG焊能夠解決焊接過程中電流大小造成的焊接質(zhì)量問題。

[1]晁耀杰，李宏佳，李欽杰.A7N01鋁合金焊接接頭組織對疲勞斷裂的影響[J].焊接技術(shù)，2017（8）：5-9.

[2]彭非，楚浩，楊兵.5A06鋁合金油箱氬弧焊熱影響區(qū)裂紋分析及預(yù)防措施[J].電焊機(jī)，2007，37（7）：34-37.

[3]晁耀杰.基于聲彈性原理鋼的焊接應(yīng)力測量方法的研究[D].黑龍江：哈爾濱工業(yè)大學(xué)，2015.

[4]周萬盛，姚君山.鋁及鋁合金的焊接[M].北京：機(jī)械工業(yè)出版社，2006：3-4.

[5]Zhao T，Jiang Y.Fatigue of 7075-T651 aluminum alloy[J].International Journal of Fatigue，2008，30（5）：834-849.

[6]張秋平.活性焊劑氬弧焊技術(shù)及其應(yīng)用[J].飛航導(dǎo)彈，2004（6）：57-60.

[7]Cottrell A H.LXXXVI.A note on the Portevin-Le Chatelier effect[J].Philosophical Magazine Series 1，2010，44（355）：829-832.

[8]Mccormick PG.Theory of flow localisation due to dynamic strain ageing[J].Acta Metallurgica，1988，36（12）：3061-3067.

[9]Brechet Y，Estrin Y.On the influence of precipitation on the Portevin-Le Chatelier effect[J].Acta Metallurgica Et Materialia，1995，43（3）：955-963.

[10]Wen W，Zhao Y，Morris JG.The effectofMg precipitation on themechanical properties of 5XXX aluminum alloys[J].Materials Science&Engineering A，2005，392（1）：136-144.

[11]Wen W，Morris JG.An investigation of serrated yielding in 5000 seriesaluminum alloys[J].Materials Science&Engineering A，2003，354（1-2）：279-285.

[12]鐘群鵬，趙子華.斷口學(xué)[M].北京：高等教育出版社，2006.