高速列車枕梁激光-MIG復(fù)合焊修復(fù)接頭的組織和性能研究

張萬(wàn)恩，周希孺，秦慶斌，，韓曉輝，吳圣川

1.西南交通大學(xué) 牽引動(dòng)力國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610031

2.中車青島四方機(jī)車車輛股份有限公司，山東 青島 266111

0 前言

輕量化、長(zhǎng)壽命、高安全可靠性是現(xiàn)代高速列車裝備發(fā)展的重要方向。以Zn為主要添加元素的A7N01鋁合金在高速列車枕梁、橫梁和端梁等關(guān)鍵承載構(gòu)件中得到了大量應(yīng)用[1]。A7N01鋁合金因其導(dǎo)熱系數(shù)和比熱容大、表面極易形成氧化膜，宜采用能量較為集中的熱源進(jìn)行焊接。近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外積極探索應(yīng)用激光等高能束熱源進(jìn)行超長(zhǎng)焊縫的加工，生產(chǎn)效率和成品率大幅提升。然而，焊縫氣孔、夾渣、未焊透等時(shí)有發(fā)生[2-5]，在動(dòng)載荷或靜載荷及腐蝕環(huán)境的交互作用下，焊接接頭質(zhì)量問(wèn)題會(huì)嚴(yán)重影響列車的運(yùn)行安全。

國(guó)內(nèi)學(xué)者對(duì)A7N01鋁合金焊接缺陷的修復(fù)問(wèn)題進(jìn)行了研究。閆忠杰等[6]研究了A7N01鋁合金原始焊接接頭和一次補(bǔ)焊后的接頭力學(xué)性能，發(fā)現(xiàn)雖然補(bǔ)焊工藝在一定程度上損失了材料性能（一般認(rèn)為是引入了過(guò)多熱量，加劇焊縫軟化），但在存在裂紋或者缺陷的情況下仍能有效提高構(gòu)件承載能力。梁志敏等[7]對(duì)比了采用脈沖MIG焊和直流CMT焊對(duì)4 mm厚度A7N01鋁合金多次補(bǔ)焊接頭性能的影響，發(fā)現(xiàn)在多次補(bǔ)焊下直流CMT焊的接頭性能較脈沖MIG焊的表現(xiàn)相對(duì)優(yōu)越。Li等[8]對(duì)比了MIG焊及補(bǔ)焊對(duì)15 mm厚A7N01鋁合金接頭的影響，EBSD結(jié)果表明原始接頭晶粒取向與補(bǔ)焊接頭存在差異，兩者的抗拉強(qiáng)度分別為母材的78.6%和77.8%。Huang等[9]通過(guò)交替浸泡試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)激光焊接修復(fù)對(duì)A7N01鋁合金接頭的抗腐蝕性能影響較小。研究表明，接頭的屈服強(qiáng)度和拉伸強(qiáng)度均隨著修復(fù)次數(shù)的增加而降低。因此，應(yīng)嚴(yán)格控制焊接修復(fù)次數(shù)。隨著焊接設(shè)備的更新和焊接技術(shù)的提高，更多先進(jìn)焊接技術(shù)的應(yīng)用效果得到了前所未有的提升，將這些新技術(shù)新方法應(yīng)用到車輛修復(fù)中有助于進(jìn)一步完善車輛檢修策略，提高車輛運(yùn)行的經(jīng)濟(jì)性和安全性。

相比于電弧修復(fù)，激光-MIG復(fù)合熱源可以提高修復(fù)效率，缺陷修復(fù)質(zhì)量表現(xiàn)優(yōu)異。運(yùn)用激光復(fù)合焊接技術(shù)可以獲得較高的焊接質(zhì)量，提高生產(chǎn)效率，大幅降低成本。但目前應(yīng)用激光復(fù)合焊接對(duì)高強(qiáng)鋁合金結(jié)構(gòu)進(jìn)行焊縫缺陷修復(fù)的研究和實(shí)踐尚不充分，可借鑒的經(jīng)驗(yàn)不多，有必要進(jìn)一步研究。本文采用激光-MIG復(fù)合焊嘗試對(duì)一批接頭質(zhì)量較差的A7N01鋁合金對(duì)接焊平板進(jìn)行修復(fù)，通過(guò)對(duì)比補(bǔ)修前后接頭的組織形貌、探傷結(jié)果、力學(xué)性能和疲勞性能，對(duì)修復(fù)方案進(jìn)行完整性評(píng)價(jià)，為高速列車損傷結(jié)構(gòu)的補(bǔ)修提供技術(shù)參考。

1 試驗(yàn)材料和方法

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)?zāi)覆臑楹? mm的A7N01鋁合金板，規(guī)格300 mm×200 mm×4 mm，填充材料為ER5356焊絲，直徑1.2 mm，其化學(xué)成分見(jiàn)表1。

表1 母材及焊絲的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%）Table 1 Chemical Composition ofA7N01P-T4AluminumAlloy and Welding Wire ER5356（wt.%）

1.2 焊縫缺陷試件制備

試驗(yàn)設(shè)備為IPG-4kW激光焊接系統(tǒng)，該系統(tǒng)由IPG YLS-4000光纖激光器、KEMPPI Pulse 450焊機(jī)、ABBIRB2600機(jī)器人、焊研威達(dá)HB-5變位機(jī)等組成。離焦量為0 mm，光絲間距4 mm，激光焊槍偏角10°，電弧焊槍偏角75°，干伸長(zhǎng)15 mm，保護(hù)氣流量1.5 L/min，試驗(yàn)在室溫和大氣環(huán)境下進(jìn)行。激光-MIG復(fù)合焊工藝參數(shù)如表2所示，激光在前，電弧在后。

表2 主要焊接工藝參數(shù)Table 2 Main welding process parameters

焊后首先對(duì)所有焊縫進(jìn)行外觀檢查和內(nèi)部探傷，外觀檢查采用目檢，內(nèi)部探傷采用型號(hào)為Radio‐flex-300EGS-2的X射線檢測(cè)儀，檢測(cè)電壓80 kV，曝光時(shí)間0.2 min，焦距640 mm，檢測(cè)精度0.25 mm。根據(jù)表面質(zhì)量和探傷結(jié)果選擇存在缺陷的焊板并編號(hào)為1#、2#，如圖1、圖2所示。外觀檢查結(jié)果顯示，1#和2#試板正面焊縫均勻、成形質(zhì)量好，有輕微余高；背面焊縫不連續(xù)，表現(xiàn)出明顯的未焊透缺陷。X射線探傷顯示，兩塊試板接頭因焊接過(guò)程中熱輸入不足均含有未焊透、氣孔等缺陷，焊縫質(zhì)量判定為不合格。

圖1 1#焊板質(zhì)量檢測(cè)Fig.1 Quality inspection of welded plate 1#

圖2 2#焊板質(zhì)量檢測(cè)Fig.2 Quality inspection of welded plate 2#

1.3 修復(fù)方案

選取焊縫質(zhì)量相對(duì)更差的1#試板進(jìn)行激光-MIG補(bǔ)焊修復(fù)，2#焊板作為原始焊板進(jìn)行試驗(yàn)對(duì)比。選用IPG 4 kW激光焊接系統(tǒng)，焊絲選用直徑1.2 mm的鋁鎂材料ER5356，離焦量0 mm，光絲間距4 mm，激光焊槍偏角10°，電弧焊槍偏角75°，干伸長(zhǎng)15 mm，保護(hù)氣流量1.5 L/min。激光在前，電弧在后。其他修復(fù)焊接參數(shù)如表3所示。

表3 激光-MIG復(fù)合焊接修復(fù)工藝主要參數(shù)Table 3 Basic parameters of laser hybrid welding repair forA7N01 alloy weld

補(bǔ)焊前首先采用臥式銑床在背面焊縫加工V型槽，如圖3所示，盡可能地清除內(nèi)部缺陷[10]。由于X射線檢測(cè)儀僅能對(duì)垂直于焊縫厚度方向的缺陷進(jìn)行定位和確定缺陷尺寸，無(wú)法確定氣孔在焊縫平行于厚度方向的具體位置，通過(guò)加工V型槽是否已經(jīng)對(duì)所有氣孔缺陷均進(jìn)行了清除有待深入研究，一般認(rèn)為激光-MIG復(fù)合熱源修復(fù)具有一定的熔池寬度和深度，可以對(duì)剩余焊縫中部分區(qū)域進(jìn)行重熔，在確保良好的工藝參數(shù)下能對(duì)一些潛在較大尺寸缺陷進(jìn)行修復(fù)。根據(jù)GB/T 985.3—2008《鋁及鋁合金氣體保護(hù)焊的推薦坡口》，結(jié)合1#試板的焊縫特點(diǎn)和缺陷類型，對(duì)清除出V型槽的焊板再次進(jìn)行探傷檢查，結(jié)果表明無(wú)缺陷或裂紋存在。

圖3 焊板的缺陷清理Fig.3 Defect removal of as-welded plate

焊接修復(fù)完成后，首先對(duì)焊縫進(jìn)行表面質(zhì)量檢測(cè)及內(nèi)部探傷，檢測(cè)方法同1.2節(jié)。采用MICRO-586維氏測(cè)試儀對(duì)修復(fù)前后焊縫進(jìn)行硬度測(cè)試，負(fù)載500 g，保壓15 s，測(cè)試位置為母材及接頭的上、中、下三個(gè)區(qū)域，距上下表面各1 mm，間距1 mm，如圖4所示。依據(jù)ASTM E8/E8M-16a標(biāo)準(zhǔn)，采用MTS-809材料試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，采用恒定應(yīng)變/位移速率控制，名義拉伸速率1 mm/min，試驗(yàn)環(huán)境為室溫、大氣條件，拉伸試樣尺寸如圖5所示。根據(jù)ASTM E466-15標(biāo)準(zhǔn)，采用QBC-100高頻疲勞試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行高周疲勞加載，載荷波形為橫幅正弦波，加載方式為軸向拉-拉，加載頻率f=80 Hz，應(yīng)力比R=0.1，試驗(yàn)環(huán)境為室溫、大氣條件，試樣尺寸如圖6所示。

圖4 硬度測(cè)試試樣Fig.4 Hardness specimen for measuring

圖5 復(fù)合焊接接頭的拉伸試樣Fig.5 Tensile specimen of hybrid welded joints

圖6 復(fù)合焊接接頭高周疲勞試樣Fig.6 High cycle fatigue specimen of hybrid welded joints

2 修復(fù)效果檢驗(yàn)

2.1 表面形貌及探傷

修復(fù)完成后的焊縫形貌如圖7所示，經(jīng)測(cè)量，修復(fù)焊縫寬約為5 mm，表面成形美觀，均勻平滑，有輕微余高，呈連續(xù)致密魚(yú)鱗狀條紋。探傷結(jié)果表明，焊縫中存在少量直徑小于0.5 mm的氣孔型缺陷，但滿足GB/T 37910.2—2019《焊縫無(wú)損檢測(cè)射線檢測(cè)驗(yàn)收等級(jí)第2部分：鋁及鋁合金》的1級(jí)驗(yàn)收標(biāo)準(zhǔn)。與補(bǔ)修前焊縫質(zhì)量相比，接頭表面形貌和內(nèi)部形態(tài)均有明顯的提升。

圖7 修復(fù)焊板質(zhì)量檢測(cè)Fig.7 Quality inspection of repaired weld plates

EBSD是直觀表征材料微區(qū)組織的重要手段。A7N01P-T4鋁合金在焊接及熔修后其微觀結(jié)構(gòu)和性能發(fā)生了明顯變化，且各區(qū)域差異顯著。此處將階梯分為母材（BM）、熱影響區(qū)（HAZ）、熔合區(qū)（FZ）和焊縫中心（WC），如圖8所示。為了研究熔修的影響，采用EBSD技術(shù)表征了A7N01P-T4鋁合金焊縫各區(qū)域，分析了鋁合金熔修前后微觀組織結(jié)構(gòu)的變化，以期為修復(fù)方案提供支撐。

圖8 補(bǔ)修前后接頭的EBSD表征圖Fig.8 EBSD characterization of joints before and after repair

A7N01P-T4鋁合金接頭修復(fù)前后不同區(qū)域的EBSD晶粒尺寸表征結(jié)果如圖9所示。在焊縫中心位置，由于高能量集中的焊接熱輸入，結(jié)晶生長(zhǎng)速度大，幾乎沒(méi)有任何方向的差異，最終形成典型的枝晶生長(zhǎng)的鑄造組織（見(jiàn)圖9a）。由于集中熱源的輸入帶來(lái)的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶和靜態(tài)再結(jié)晶，修復(fù)后的焊縫中心形成了類似的微觀結(jié)構(gòu)（見(jiàn)圖9b），但有許多亞晶粒，這也表明了在這一過(guò)程中低角度晶界的增多，即晶格缺陷的增加，有待進(jìn)一步量化分析。修復(fù)后熔合區(qū)的寬度顯著增加（從約60 μm增加到113 μm）。修復(fù)前后的熔合區(qū)都形成了細(xì)小且大致等軸的晶粒（見(jiàn)圖9c、9d）。而熔合區(qū)附近晶粒尺寸的不連續(xù)變化對(duì)該區(qū)域力學(xué)性能的影響有待進(jìn)一步試驗(yàn)分析。值得注意的是，熔修前后均出現(xiàn)了一個(gè)等軸細(xì)晶區(qū)，寬度約100 μm。文獻(xiàn)[11]研究表明，細(xì)晶區(qū)是熔焊鋁合金接頭的薄弱地帶，在外部載荷作用下，裂紋優(yōu)先從細(xì)晶區(qū)萌生和擴(kuò)展。

圖9 接頭晶粒尺寸分布Fig.9 Grain size distribution diagram of joints

2.2 硬度

A7N01鋁合金原始接頭和修復(fù)接頭的硬度分布如圖10所示。由圖10可知，原始接頭焊縫中心最低硬度為100 HV，熱影響區(qū)平均硬度為135 HV，修復(fù)后焊縫中心硬度為75 HV，熱影響區(qū)平均硬度120 HV，均較母材硬度有所降低（母材硬度140 HV），且修復(fù)接頭較未修復(fù)的有一定程度的降低。激光-MIG復(fù)合熱源補(bǔ)焊造成的接頭軟化現(xiàn)象明顯，會(huì)對(duì)其拉伸性能會(huì)造成一定影響。結(jié)合圖8接頭形貌及圖9中組織進(jìn)行分析，認(rèn)為修復(fù)過(guò)程中焊縫的熱輸入增加，雖然實(shí)現(xiàn)了缺陷修復(fù)及熔透，但熱影響區(qū)范圍和焊縫寬度均有增大，尤其是修復(fù)接頭細(xì)晶區(qū)寬度顯著增大，一定程度上導(dǎo)致熱影響區(qū)硬度降低，接頭拉伸性能亦有不同程度地下降，但不明顯。

圖10 修復(fù)前后的硬度測(cè)試結(jié)果Fig.10 Hardness results of before and after repairing

2.3 拉伸性能

A7N01鋁合金母材、原始接頭和修復(fù)接頭的室溫拉伸曲線見(jiàn)圖11，拉伸試驗(yàn)結(jié)果如表4所示。原始接頭和激光-MIG復(fù)合熱源修復(fù)接頭由缺陷（包括氣孔和未焊透）引起的應(yīng)力集中和缺口效應(yīng)明顯，拉伸性能均具有一定分散性，原始接頭的4個(gè)拉伸試樣中，有3個(gè)接頭的韌性都較差，只有1個(gè)的延伸率較高；修復(fù)接頭的4個(gè)拉伸試樣中，韌性均有一定的差異。焊接缺陷（對(duì)于原始接頭，是未焊透和氣孔缺陷；對(duì)于修復(fù)接頭，是指小氣孔缺陷）是造成上述現(xiàn)象的主要原因。原始接頭的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度分別為母材的90.8%和75.8%，修復(fù)接頭的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度分別為母材的71.4%和71.6%。與原始接頭相比，修復(fù)后接頭的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度分別降低了21.4%和5.6%，但是彈性模量和延伸率分別提升了10.4%和153.6%。原始接頭延伸率較母材明顯降低，是由原始接頭未焊透缺陷與組織轉(zhuǎn)變共同作用下所導(dǎo)致的。焊接修復(fù)對(duì)接頭拉伸強(qiáng)度的影響很小，對(duì)于原始接頭因未焊透缺陷而降低延伸率的情況有修復(fù)作用。

圖11 原始與修復(fù)接頭的拉伸性能曲線Fig.11 Tensile strength curves of as-welded joints and repaired joints

表4 修復(fù)前后接頭的拉伸性能Table 4 Tensile properties of before and after repairing the joints

2.4 拉伸斷口分析

A7N01P-T4鋁合金母材典型拉伸斷裂形態(tài)如圖12所示，母材試樣在靜態(tài)拉伸應(yīng)力下，均沿45°斜截面斷裂，斷口平整。這表明該母材在受拉伸時(shí)，其內(nèi)部切應(yīng)力在與拉伸方向垂直橫截面成45°的斜截面上最大，隨著拉伸應(yīng)力的增加，其切應(yīng)力首先達(dá)到極限，因此，試樣均沿45°斜截面斷裂。

圖12 母材拉伸試樣典型斷裂形式Fig.12 Typical fracture form of base metal tensile specimen

修復(fù)前接頭的典型拉伸斷裂形式如圖13a、13c、13e所示?？梢钥闯觯迯?fù)前接頭的從焊縫中心未焊透缺陷位置開(kāi)始起裂，隨后裂紋沿熔合線擴(kuò)展直至完全斷裂。對(duì)原始焊縫近表面區(qū)域進(jìn)行放大觀察，可以發(fā)現(xiàn)此區(qū)域由大量細(xì)小韌窩構(gòu)成，表現(xiàn)出典型的塑性斷裂特性。

圖13 接頭拉伸試樣典型的拉伸斷口Fig.13 Typical fracture form of joint tensile specimen

修復(fù)后接頭的典型拉伸斷裂形式分別如圖13b、13d、13f所示?？梢?jiàn)修復(fù)后接頭從焊縫表面熔合線位置開(kāi)始起裂，隨后沿原始焊縫及補(bǔ)修后焊縫的熔合線擴(kuò)展直至完全斷裂。對(duì)修復(fù)焊縫近表面區(qū)域進(jìn)行放大，可以看出此區(qū)域由大量細(xì)小韌窩構(gòu)成，表現(xiàn)出典型塑性斷裂特性。

由于接頭的拉伸性能受表面缺陷的影響較大，且原始接頭由焊縫根部未焊透缺陷位置起裂，補(bǔ)修接頭由焊縫表面熔合線位置起裂，如圖13c、13d所示，可以證實(shí)前文所述熔修對(duì)原始接頭拉伸性能的影響（即未焊透缺陷為本文中造成延伸率過(guò)低的主要原因）。進(jìn)一步分析其微觀斷口（見(jiàn)圖13e、13f），接頭修復(fù)前后斷口均由細(xì)小韌窩構(gòu)成，且韌窩尺寸與深度差異不大，呈典型的塑性斷裂特征，但修復(fù)前接頭延伸率僅為2.8%，遠(yuǎn)低于修復(fù)后接頭的延伸率（7.1%），因此也可以證實(shí)前文得到的結(jié)論。

2.5 疲勞性能測(cè)試

A7N01鋁合金母材、原始接頭和修復(fù)接頭的SN曲線如圖14所示?？梢钥闯?，A7N01鋁合金母材及接頭極易在遠(yuǎn)小于其抗拉強(qiáng)度的動(dòng)載荷下發(fā)生失效斷裂，因此，疲勞性能應(yīng)作為評(píng)定其結(jié)構(gòu)可靠性更嚴(yán)格的一項(xiàng)指標(biāo)。由于缺陷帶來(lái)的應(yīng)力集中和缺口效應(yīng)，原始接頭在低應(yīng)力區(qū)呈現(xiàn)出非常大的分散性。國(guó)際焊接學(xué)會(huì)在關(guān)于鋁合金焊接結(jié)構(gòu)抗疲勞設(shè)計(jì)規(guī)范中將循環(huán)周次為2×106下的疲勞強(qiáng)度定為疲勞等級(jí) FAT[12]。在N=2×106循環(huán)周次下，A7N01鋁合金母材的疲勞強(qiáng)度為97.1 MPa，原始接頭的疲勞強(qiáng)度為53.5 MPa，修復(fù)接頭的疲勞強(qiáng)度為71.6 MPa。修復(fù)接頭較原始接頭疲勞強(qiáng)度提升了33.8%，為母材疲勞強(qiáng)度的73.7%。在相同應(yīng)力水平下，補(bǔ)修前接頭的疲勞壽命最低，其壽命低主要受到裂紋萌生的影響，由于缺陷導(dǎo)致的應(yīng)力集中，使得這類接頭的萌生壽命較短，因此盡管原始接頭裂紋擴(kuò)展速率較慢，但是整體壽命仍較低。但補(bǔ)修后接頭裂紋擴(kuò)展階段擴(kuò)展速率相對(duì)較快，但是由于激光-MIG復(fù)合熱源的熔修，消除了原始缺陷誘導(dǎo)的應(yīng)力集中，延長(zhǎng)了裂紋的萌生過(guò)程，因此修復(fù)接頭整體壽命比原始接頭更長(zhǎng)。綜上所述，補(bǔ)修對(duì)A7N01鋁合金焊縫的疲勞性能提升效果顯著，具備工程應(yīng)用價(jià)值。

圖14 原始與修復(fù)接頭的疲勞S-N曲線Fig.14 Fatigue S-N curves of as-welded joints and repaired joints

3 結(jié)論及展望

（1）激光-MIG復(fù)合熱源焊接修復(fù)的A7N01鋁合金焊縫表面成形良好，且通過(guò)GB/T 37910.2-2019《焊縫無(wú)損檢測(cè)射線檢測(cè)驗(yàn)收等級(jí)第2部分：鋁及鋁合金》驗(yàn)收1級(jí)標(biāo)準(zhǔn)。

（2）激光-MIG復(fù)合熱源修復(fù)接頭消除了原始缺陷位置的應(yīng)力集中，使得裂紋萌生壽命增加，修復(fù)接頭整體的疲勞強(qiáng)度較原始接頭提升了33.8%，具備更好的疲勞性能。

（3）在力學(xué)性能試驗(yàn)中，修復(fù)接頭表現(xiàn)出比原始接頭更差的力學(xué)性能，焊縫最低硬度由100 HV降低至75HV，抗拉強(qiáng)度分別由358MPa降低至338MPa。造成上述接頭軟化的主要原因是激光-MIG復(fù)合熱源修復(fù)時(shí)帶來(lái)的二次熱輸入。

必須指出的是，相關(guān)力學(xué)性能試驗(yàn)均在大氣、室溫環(huán)境下完成。當(dāng)前，我國(guó)高速列車服役段已開(kāi)始向更加惡劣的環(huán)境進(jìn)行挑戰(zhàn)，考慮到服役環(huán)境對(duì)焊接構(gòu)件的影響，后續(xù)工作中還應(yīng)繼續(xù)探索修復(fù)接頭在極寒、腐蝕等環(huán)境下的表現(xiàn)。