蒙丹陽(yáng) 王惠苗 丁吉坤 張登魁 劉 飛

（1 天津航天長(zhǎng)征火箭制造有限公司，天津 300462）

（2 清華大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，北京 100084）

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

文 摘 針對(duì)2219異種熱處理狀態(tài)C10S+CYS鋁合金進(jìn)行鎢極氬弧焊接試驗(yàn)，對(duì)比研究了常規(guī)焊接與擺動(dòng)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(dòng)焊接工藝的接頭其力學(xué)性能有所提高，同時(shí)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(duì)角線分布，而擺動(dòng)接頭呈近似W 型分布；對(duì)微觀組織及斷口觀察可知，擺動(dòng)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(qiáng)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(guó)的土星V號(hào)、前蘇聯(lián)的能源號(hào)、日本的H-2系列、歐洲航空局的Ariane V 等運(yùn)載火箭貯箱和美國(guó)航天飛機(jī)的外貯箱上。我國(guó)也將2219鋁合金選為新一代運(yùn)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(shí)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(shí)效），叉形環(huán)與筒段焊縫的焊接質(zhì)量非常重要。

國(guó)內(nèi)外針對(duì)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(diǎn)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(guó)內(nèi)新一代運(yùn)載火箭貯箱生產(chǎn)的主力焊接方法。擺動(dòng)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(dòng)對(duì)20 mm 厚鋼材焊接應(yīng)力場(chǎng)的影響，指出由于電弧擺動(dòng)引起更大的橫向溫度梯度導(dǎo)致擺動(dòng)焊接橫向殘余應(yīng)力比無(wú)擺動(dòng)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(dòng)參數(shù)對(duì)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(wèn)題，祁小勇等人［9］和余世文等人［10］分別針對(duì)6 mm 5083 鋁合金擺動(dòng)激光電弧復(fù)合焊和6 mm 5183鋁合金激光擺動(dòng)焊進(jìn)行了工藝研究，結(jié)果顯示采用特定擺動(dòng)工藝可使氣孔顯著減少。KOU 等人研究了低頻橫向電弧擺動(dòng)對(duì)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(dòng)可減小枝晶間距［11］。國(guó)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(duì)異種熱處理狀態(tài)2219 鋁合金厚板的擺動(dòng)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(dòng)TIG 焊接接頭為研究對(duì)象，研究擺動(dòng)TIG 對(duì)接頭組織和性能的影響，對(duì)貯箱焊接質(zhì)量的提升有重要意義。

1 試驗(yàn)

1.1 材料

試驗(yàn)材料選取2219 Al-Cu 系高強(qiáng)度鋁合金試片，母材成份見(jiàn)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(hào)2325 的Φ1.6 mm 光亮焊絲進(jìn)行焊縫填充，保護(hù)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(yàn)方案

試驗(yàn)采用AMET VPC450 焊接電源進(jìn)行焊接，采用無(wú)坡口對(duì)接接頭形式進(jìn)行TIG 焊。分別采用兩種自動(dòng)焊接工藝，一類(lèi)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(lèi)采用擺動(dòng)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(dòng)蓋面焊，并在擺動(dòng)蓋面前將焊槍中心略偏向CYS 側(cè)，實(shí)際使擺動(dòng)中心與原焊縫中心偏移3 mm。焊接過(guò)程中焊槍垂直焊縫水平往復(fù)運(yùn)動(dòng)，配合工件按一定焊接速度移動(dòng)完成焊接，擺動(dòng)幅值8 mm，擺動(dòng)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(hù)氣流量采用1～1.5L/min，擺動(dòng)焊接工藝中蓋面層焊接時(shí)送絲速度一般采取700～800 mm/min，He 保護(hù)氣流量采用2.5～3 L/min，其余參數(shù)相同見(jiàn)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(jī)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(jìn)行X 光無(wú)損檢測(cè)，確認(rèn)焊縫內(nèi)部無(wú)超標(biāo)缺陷后沿垂直焊縫方向切取拉伸試樣進(jìn)行常溫力學(xué)性能拉伸測(cè)試，加工試樣尺寸見(jiàn)圖1。

試驗(yàn)方法按GB/T228.1—2010《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》執(zhí)行，獲得接頭常溫拉伸試驗(yàn)性能數(shù)據(jù)，并利用數(shù)字圖像相關(guān)（DIC）技術(shù)監(jiān)測(cè)拉伸過(guò)程中的應(yīng)力分布；同時(shí)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(yàn)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(shí)效強(qiáng)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(guò)時(shí)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(dòng)焊接接頭焊縫成型如圖2所示，焊縫接頭呈T 字型，擺動(dòng)焊接接頭焊縫寬度寬于常規(guī)接頭，焊縫寬度可達(dá)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(dòng)蓋面時(shí)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(dòng)接頭與常規(guī)接頭抗拉強(qiáng)度、斷后伸長(zhǎng)率的對(duì)比?？梢钥吹剑瑪[動(dòng)焊接接頭平均抗拉強(qiáng)度為288.9 MPa，較常規(guī)接頭抗拉強(qiáng)度的276.6 MPa 提高約4.4%，擺動(dòng)接頭斷后伸長(zhǎng)率為6.1%，較常規(guī)接頭的4.5%提高約35.6%?？梢?jiàn)對(duì)于2219 異種熱處理狀態(tài)鋁合金接頭，擺動(dòng)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(zhǎng)率提高幅度要明顯高于抗拉強(qiáng)度提高幅度，接頭力學(xué)性能滿足結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)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(lèi)接頭橫截面顯微硬度分布。顯微硬度測(cè)試時(shí)均測(cè)試了接頭橫截面上、中、下三個(gè)位置的硬度分布，上、下兩個(gè)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(dòng)接頭的橫向硬度分布由小到大均依次為焊縫區(qū)WZ、過(guò)時(shí)效區(qū)OAZ、部分熔化區(qū)PMZ、熱影響區(qū)HAZ。接頭各個(gè)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(duì)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(duì)比常規(guī)接頭與擺動(dòng)接頭硬度分布，擺動(dòng)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(dòng)焊的增加使得接頭中下層OAZ 經(jīng)歷1 次過(guò)時(shí)效溫度，過(guò)時(shí)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(guò)程中的側(cè)面應(yīng)變分布見(jiàn)圖4?？芍?，在拉伸過(guò)程中，常規(guī)接頭較低應(yīng)力時(shí)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(dòng)接頭較大的應(yīng)變最先萌生于背面焊趾處，較低應(yīng)力時(shí)較集中的變形出現(xiàn)在CYS 側(cè)。當(dāng)應(yīng)力繼續(xù)上升時(shí)，較集中的變形逐漸聚集在C10S 側(cè)的過(guò)時(shí)效區(qū)，變形較為充分，但接頭最終啟裂于變形相對(duì)較弱的CYS 側(cè)的焊趾處，與常規(guī)接頭啟裂位置一致，均說(shuō)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(duì)角線分布，而擺動(dòng)接頭啟裂前的最大應(yīng)變分布呈近似W 型；同時(shí)可以看到，斷裂前的擺動(dòng)接頭的側(cè)面應(yīng)變值要大于常規(guī)接頭，說(shuō)明擺動(dòng)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(guò)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(dòng)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(duì)較大，溫度梯度較大，冷卻速度快，第二相來(lái)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(duì)于常規(guī)焊接接頭，擺動(dòng)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(duì)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(dòng)焊對(duì)遠(yuǎn)離蓋面的打底焊縫具有時(shí)效作用，該位置由于距蓋面焊熱源距離增加，溫度相對(duì)較低，使得許多固溶于基體中的第二相在擺動(dòng)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(lèi)接頭CYS 側(cè)PMZ、OAZ、HAZ 的掃描電子像。對(duì)比來(lái)看組織差異不大，但擺動(dòng)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(duì)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(duì)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(duì)較大且部分連續(xù)，對(duì)接頭力學(xué)性能不利；而擺動(dòng)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(duì)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(shí)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(shí)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(dòng)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(wú)連續(xù)的晶界共晶相擴(kuò)展路徑，裂紋不易沿晶界擴(kuò)展，此時(shí)傾向沿PMZ 應(yīng)力集中的路徑斷裂，擺動(dòng)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(dòng)接頭最終斷裂呈沿應(yīng)力集中的斜線狀。另外由于擺動(dòng)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(qiáng)，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(dòng)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(shí)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(huì)成為局部微裂紋的起源，隨著拉伸過(guò)程的進(jìn)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(dòng)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(shuō)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(dòng)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(duì)10 mm 厚2219 鋁合金C10S+CYS 異種熱處理狀態(tài)接頭，擺動(dòng)焊接工藝接頭其平均抗拉強(qiáng)度較常規(guī)焊接工藝接頭提高約4.4%，斷后伸長(zhǎng)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(dòng)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(lèi)接頭最終啟裂于CYS 側(cè)的焊趾處，說(shuō)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(duì)角線分布，而擺動(dòng)接頭啟裂前的最大應(yīng)變呈近似W型分布。

（4）兩類(lèi)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(dòng)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(dòng)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。