焊接熱輸入對(duì)2219薄板鋁合金焊接接頭性能的影響

(天津航天長征火箭制造有限公司，天津 300462)

0 前言

2219鋁合金屬于熱處理強(qiáng)化鋁合金，是航天領(lǐng)域運(yùn)載火箭燃料貯箱的重要結(jié)構(gòu)材料，具有良好的焊接性和優(yōu)良的力學(xué)性能[1-3]。

目前2219鋁合金的對(duì)接焊通常采用攪拌摩擦焊和TIG焊的工藝方法，而TIG焊效率高，對(duì)工裝精度的要求相對(duì)較低，是目前主要采用的焊接工藝方法[4-10]。隨著航天技術(shù)的快速發(fā)展，不同形式TIG焊的焊接熱輸入不同，對(duì)焊接接頭的組織和性能影響也不同。為了實(shí)現(xiàn)航天材料減重以及結(jié)構(gòu)變化的目標(biāo)，燃料貯箱的壁厚已經(jīng)進(jìn)行了大幅度減薄，最薄的焊接區(qū)厚度從5 mm減到2～3 mm。針對(duì)2～3 mm板厚的鋁合金TIG焊接工藝，單道焊和雙道焊的焊接方法均能實(shí)現(xiàn)良好的焊縫成形，但兩種焊接工藝的熱輸入不同，所以焊縫組織形態(tài)、力學(xué)性能也會(huì)有所不同。

針對(duì)2219薄板鋁合金焊接熱輸入的研究，文中采用單道焊和雙道焊的TIG焊工藝方法開展試驗(yàn)對(duì)比，分析焊接熱輸入對(duì)接頭性能的影響。

1 試驗(yàn)材料及方法

試驗(yàn)材料選用3 mm厚度的MCS(固溶處理+冷變形+人工時(shí)效)狀態(tài)的2219(Al-Cu-Mn系)鋁合金試板，試板的主要化學(xué)成分見表1，填充焊絲選用直徑φ1.6 mm的ER2325焊絲。

表1 2219試板的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)

研究將若干組試板進(jìn)行對(duì)接焊，第一種焊接工藝采用雙道TIG焊，即第一道為直流不加絲焊接，第二道為交流填絲焊接，焊縫形貌如圖1所示，背部焊縫均勻飽滿，正面焊縫呈現(xiàn)魚鱗紋形態(tài)。第二種焊接工藝采用單道TIG焊，即只采用交流填絲焊接，焊縫形貌如圖2所示，背部焊縫形成了與正面焊縫相同間隔的魚鱗紋印記。

焊接熱輸入的計(jì)算公式為Q=ηUI/v，其中Q指單位長度的焊接熱輸入(kJ/cm)，η指熱效率系數(shù)(取0.8)，U指焊接電壓(V)，I指焊接電流(A)，v指焊接速度(cm/s)。雙道焊的第一道焊接電壓12 V，焊接電流90 A，焊接速度0.45 cm/s，熱輸入值為1.92 kJ/cm。雙道焊的第二道焊接電壓15 V，焊接電流140 A，焊接速度0.23 cm/s，熱輸入值為7.30 kJ/cm。單道焊的焊接電壓17 V，焊接電流170 A，焊接速度0.23 cm/s，熱輸入值為10.05 kJ/cm。

圖1 雙道焊焊縫

圖2 單道焊焊縫

2 力學(xué)性能和金相組織分析

選取兩種工藝方法焊接后成形良好的焊縫按照?qǐng)D3進(jìn)行試樣加工，保留焊縫余高和焊漏，雙道焊的試樣編號(hào)為1～12，單道焊的試樣編號(hào)為13～24，對(duì)試樣進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，試驗(yàn)方法采用GB/T228.1—2010，得出試樣的抗拉強(qiáng)度值、斷后伸長率和斷裂位置信息，統(tǒng)計(jì)見表2和表3。

由拉伸試驗(yàn)結(jié)果可知，雙道焊的試樣抗拉強(qiáng)度平均值為255 MPa，斷后伸長率平均值為4.29%，斷裂位置均為熔合線；單道焊的試樣抗拉強(qiáng)度平均值為305 MPa，斷后伸長率平均值為4.29%，斷裂位置均為熔合線。由結(jié)果分析可知，兩種工藝方法均能滿足結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)要求，單道焊比雙道焊的焊接接頭的抗拉強(qiáng)度的平均值提高了19.6%，斷后伸長率基本相同。

圖3 拉伸試驗(yàn)試樣加工圖

表2 雙道焊焊縫力學(xué)性能統(tǒng)計(jì)

編號(hào)抗拉強(qiáng)度Rm/MPa斷后伸長率A(%)斷裂位置12744.5熔合線22724.0熔合線32423.0熔合線42484.5熔合線52413.5熔合線62574.5熔合線72574.0熔合線82595.0熔合線92565.0熔合線102464.5熔合線112544.0熔合線122585.0熔合線

表3 單道焊焊縫力學(xué)性能統(tǒng)計(jì)

選取典型的雙道焊和單道焊的焊接接頭進(jìn)行切割取樣，使用顯微鏡觀察接頭的宏觀形貌，雙道焊接頭分為蓋面焊縫、打底焊縫、熱影響區(qū)和母材區(qū)，其中蓋面焊縫和打底焊縫的界限明顯，如圖4所示。單道焊接頭分為蓋面焊縫、熱影響區(qū)和母材區(qū)，如圖5所示，焊縫區(qū)由蓋面焊接時(shí)填充焊絲一次成形，焊縫形貌基本一致。

圖4 雙道焊焊縫宏觀形貌

圖5 單道焊焊縫宏觀形貌

選取圖4蓋面焊接的熔合線處的微觀組織進(jìn)行觀察，同時(shí)選取圖5中與圖4對(duì)應(yīng)位置的微觀組織進(jìn)行對(duì)比，如圖6、圖7所示。雙道焊的打底焊縫受到蓋面焊縫的熱影響，使兩者熔合線的前層焊縫一側(cè)晶粒邊界低熔點(diǎn)共晶物發(fā)生熔化，形成柱狀枝晶，是應(yīng)力集中區(qū)域，其它焊縫呈現(xiàn)等軸晶狀態(tài)，靠近熔合線處的熱影響區(qū)組織經(jīng)過兩次焊接熱輸入后發(fā)生晶粒粗化現(xiàn)象，幾何形態(tài)變化，組織形態(tài)不均勻，在熔合線附近造成應(yīng)力集中。單道焊的焊縫組織均勻，等軸晶分布較多，熱影響區(qū)形成了組織上互不相同的區(qū)域，未形成過熱粗大晶粒。

圖6 雙道焊蓋面焊熔合線附近微觀組織

圖7 單道焊熔合線附近微觀組織

選取圖4打底焊接的熔合線處的微觀組織進(jìn)行觀察，同時(shí)選取圖5中與圖4對(duì)應(yīng)位置的微觀組織進(jìn)行對(duì)比，如圖8和圖9所示。兩種工藝方法的熱影響區(qū)組織基本相同，雙道焊的打底焊縫經(jīng)過了蓋面焊接熱循環(huán)后，靠近熔合線的焊縫組織形成了大小不一、形狀不規(guī)則的晶粒，是應(yīng)力集中區(qū)域。單道焊的焊縫組織均勻一致，晶粒細(xì)小。

圖8 雙道焊打底焊熔合線附近微觀組織

圖9 單道焊熔合線附近微觀組織

3 接頭斷裂分析

由拉伸試驗(yàn)結(jié)果可知，兩種工藝方法的試樣斷裂位置均為熔合線，選取典型拉伸試樣進(jìn)行斷口掃描電鏡觀察，其中雙道焊選取抗拉強(qiáng)度242 MPa，斷后伸長率3.0%的力學(xué)性能較低的試樣進(jìn)行對(duì)比，單道焊選取任意試樣進(jìn)行對(duì)比，如圖10和圖11所示。雙道焊的試樣斷口呈現(xiàn)了沿晶界撕裂擴(kuò)展的痕跡，局部呈“河流花樣”特征，由分析可知，是在打底焊的基礎(chǔ)上，蓋面焊接時(shí)，溫度升高，脫溶析出的第二相繼續(xù)長大，晶粒粗化，合金軟化，強(qiáng)度降低所致。單道焊的試樣斷口呈現(xiàn)了典型的塑形斷裂痕跡，韌窩形態(tài)明顯，由分析可知，是在接近但低于共晶熔化溫度對(duì)合金進(jìn)行加熱時(shí)，合金的強(qiáng)化相溶于固溶體，從該溫度快速冷卻時(shí)，固溶體過飽和，強(qiáng)化相來不及析出，常溫放置后，過飽和固溶體中的Cu原子擴(kuò)散、聚集，產(chǎn)生點(diǎn)陣畸變，進(jìn)行了固溶、時(shí)效處理，晶粒細(xì)化，強(qiáng)度升高所致。

圖10 雙道焊斷口形貌

圖11 單道焊斷口形貌

4 結(jié)論

(1)在相同的試驗(yàn)條件下，2219鋁合金薄板對(duì)接TIG焊，雙道焊的第一道焊接熱輸入值為1.92 kJ/cm，第二道焊接熱輸入值為7.30 kJ/cm，單道焊的焊接熱輸入值為10.05 kJ/cm。采用雙道焊和單道焊的工藝方法焊接的焊縫，力學(xué)性能均能滿足結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)要求，單道焊比雙道焊的接頭抗拉強(qiáng)度的平均值提高了19.6%，斷后伸長率基本相同。

(2)雙道焊的接頭受到打底焊和蓋面焊的熱輸入影響，在熔合線附近，焊縫區(qū)形成柱狀枝晶，組織大小不一、形狀不規(guī)則，熱影響區(qū)發(fā)生晶粒粗化現(xiàn)象，幾何形態(tài)變化，組織形態(tài)不均勻，都是應(yīng)力集中區(qū)域，易發(fā)生斷裂。單道焊的接頭只受到一次蓋面焊接的影響，在熔合線附近，焊縫區(qū)等軸晶分布較多，組織均勻一致，晶粒細(xì)小，熱影響區(qū)未形成過熱粗大晶粒。

(3)由斷口掃描電鏡觀察可知，雙道焊的接頭在焊接溫度升高時(shí)，脫溶析出的第二相繼續(xù)長大，晶粒粗化，強(qiáng)度降低，斷口呈現(xiàn)了沿晶界撕裂擴(kuò)展的痕跡，局部呈“河流花樣”特征。單道焊的接頭在經(jīng)歷了加熱、快速冷卻、常溫放置后，強(qiáng)化相溶于固溶體，Cu原子擴(kuò)散、聚集，產(chǎn)生點(diǎn)陣畸變，實(shí)現(xiàn)了固溶、時(shí)效處理，晶粒得到細(xì)化，強(qiáng)度升高，斷口呈現(xiàn)了典型的塑形斷裂痕跡，韌窩形態(tài)明顯。