肖 宏，李克梅，劉含偉，史朝軍，淡 婷，王亞森，史 蕊，李 洋

(1.天津航天長征火箭制造有限公司，天津 300462；2.首都航天機(jī)械制造有限公司，北京 100076)

0 引言

2A14-T6鋁合金作為Al-Cu系熱處理強(qiáng)化鋁合金,具有比強(qiáng)度高、易加工、成本低等優(yōu)點[1-2]，在運載火箭、航天飛船等航天器產(chǎn)品中得到廣泛應(yīng)用。其在焊接方面存在下列問題：(1)接頭軟化現(xiàn)象，焊接過程熱輸入控制不當(dāng)，容易產(chǎn)生接頭熱影響區(qū)軟化，降低接頭力學(xué)性能；(2)氣孔敏感性高，在潮濕的工業(yè)環(huán)境中，焊接接頭容易出現(xiàn)氣孔集中；(3)存在熱裂紋傾向，在拘束力集中的接頭結(jié)構(gòu)中，焊縫易產(chǎn)生熱裂紋，對焊接工藝有著很高的要求。這些問題的存在會對產(chǎn)品焊接結(jié)構(gòu)的安全性帶來重大影響，一旦引起結(jié)構(gòu)失效，直接導(dǎo)致產(chǎn)品報廢，造成重大經(jīng)濟(jì)損失，影響工程研制進(jìn)度。

國內(nèi)外學(xué)者針對熱處理強(qiáng)化鋁合金的焊接工藝及接頭性能[3-11]、鋁合金焊接接頭斷裂行為[12-14]等開展了研究，研究發(fā)現(xiàn)，采用合理的焊接結(jié)構(gòu)和焊接工藝，可以保證熱處理強(qiáng)化鋁合金焊接接頭性能。針對焊接接頭斷裂行為，相關(guān)學(xué)者提出了焊接結(jié)構(gòu)完整性理論[15]，闡述了焊接結(jié)構(gòu)的完整性和全壽命周期管理的重要關(guān)系，認(rèn)為從結(jié)構(gòu)的設(shè)計到制造、使用、維護(hù)等各階段都需要考慮結(jié)構(gòu)完整性問題。但針對鋁合金焊接結(jié)構(gòu)失效分析及預(yù)防的實際應(yīng)用方面，國內(nèi)外相關(guān)研究案例較少，尤其在工程服役中，鋁合金焊接接頭承受復(fù)雜的內(nèi)外部因素綜合影響，偶有結(jié)構(gòu)失效問題發(fā)生，為獲得更為客觀有效的失效機(jī)理及預(yù)防措施，不僅要從材料、焊接工藝本身開展研究，更需要結(jié)合焊接結(jié)構(gòu)特點、生產(chǎn)細(xì)節(jié)及使用工況等諸多因素來開展分析[16]。

本文針對2A14-T6鋁合金某焊接結(jié)構(gòu)在承壓考核試驗中發(fā)生斷裂失效案例，對材料及焊接結(jié)構(gòu)選擇、焊接接頭組織、斷裂特征、力學(xué)性能等開展試驗分析，確認(rèn)失效斷裂原因，為后續(xù)工作的開展提供參考。

1 試驗材料與方法

1.1 材料成分及性能

材料母材為2A14-T6(固溶+人工時效)鋁合金鍛件和板材件，母材化學(xué)成分見表1，力學(xué)性能見表2。

表1 2A14-T6鋁合金的化學(xué)成分Tab.1 Chemical composition of 2A14-T6 aluminum alloy %

表2 2A14-T6鋁合金的力學(xué)性能Tab.2 Mechanical properties of 2A14-T6 aluminum alloy

1.2 焊接工藝及失效工況

產(chǎn)品是由頂蓋和法蘭焊接而成的圓形閉合環(huán)形焊縫，焊縫等級Ⅰ級，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。頂蓋材料為鈑金成形的鋁合金板材，焊接區(qū)厚度3.2 mm；法蘭材料為鋁合金鍛件，焊接區(qū)厚度4.5 mm，焊接直徑320 mm。焊接接頭為Ⅰ型對接形式，坡口間隙小于0.3 mm，采用直流氦弧打底、交流氬弧蓋面的單面兩層TIG焊接工藝，打底焊接、蓋面焊接均采用程序控制的自動焊接模式，蓋面焊接焊絲材料BJ380A，具體焊接參數(shù)見表3。焊縫采用機(jī)械修整的方式將焊縫焊漏余高銑平至0.5～1.0 mm。焊后無熱處理工藝，焊縫進(jìn)行X光射線檢測，按照GJB 294A—2005《鋁及鋁合金熔焊》Ⅰ級焊縫標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行內(nèi)部缺陷檢查。X光缺陷檢測合格后，對焊縫進(jìn)行水壓強(qiáng)度考核試驗，理論壓力0.43 MPa，保壓15 min；實際承載0.393 MPa后，焊縫發(fā)生斷裂。開裂位置位于Ⅰ-Ⅱ象限內(nèi)頂蓋與隧道法蘭間的環(huán)焊縫處，開裂長度約占法蘭環(huán)焊縫總長的1/3。

圖1 焊接結(jié)構(gòu)示意Fig.1 Schematic diagram of the welded structure

表3 焊接工藝參數(shù)Tab.3 Welding process parameters

2 結(jié)果與分析

2.1 宏觀取樣及母材旁證

沿頂蓋法蘭焊縫周圍一圈將開裂焊縫進(jìn)行整體分割。經(jīng)宏觀觀察可見，焊縫從外表面頂蓋側(cè)打底焊熔合線處開裂，并沿頂蓋側(cè)打底焊熔合線向兩側(cè)周向擴(kuò)展；在頂蓋側(cè)打底焊熔合線處，焊縫與頂蓋母材間存在明顯的高度差，該位置存在臺階形貌。初步判斷裂紋源區(qū)位于Ⅰ-Ⅱ象限中間位置。為進(jìn)行分析對比，分別在焊縫撕裂部位和正常部位進(jìn)行剖切取樣，1#試樣為焊縫撕裂部位剖切樣;2#,3#試樣為正常焊縫剖切樣，取樣位置如圖2所示。

(a)正面

(b)背面圖2 斷裂接頭及宏觀取樣位置示意Fig.2 Schematic diagram of fracture joint andmacroscopic sampling position

對頂蓋、法蘭母材取樣，按照GB/T 228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗 第1部分：室溫試驗方法》，GB/T 3246.1—2012《變形鋁及合金制品組織檢驗方法 第1部分：顯微組織檢驗方法》分別進(jìn)行常溫力學(xué)測試和金相檢測。經(jīng)拉伸測試，頂蓋母材常溫抗拉強(qiáng)度平均值達(dá)到489.5 MPa，伸長率均值達(dá)到17.2%(見表4)；經(jīng)顯微硬度測試，法蘭母材實測硬度均值HB137，按照GBn 166—82《鋁合金硬度與強(qiáng)度換算值》，法蘭母材抗拉強(qiáng)度平均值483 MPa(見表5)；經(jīng)金相檢測，頂蓋及法蘭組織無過熱、過燒特征(見圖3)；母材力學(xué)及組織性能無異常。

表4 頂蓋母材取樣力學(xué)性能Tab.4 Mechanical properties of the sampledbase metal of the top cover

表5 法蘭母材取樣力學(xué)性能Tab.5 Mechanical properties of the sampled basemetal of the flange

(a)頂蓋

(b)法蘭圖3 母材低倍金相照片F(xiàn)ig.3 Metallograph of base metal at low magnification

2.2 斷口分析

對取樣斷口進(jìn)行微觀形貌觀察，裂紋源區(qū)及裂紋擴(kuò)展區(qū)的微觀斷口表面分布著典型韌窩形貌組織；但在整個斷面存在大量彌散均勻分布的氣孔缺陷；同時，在裂紋源區(qū)靠近焊縫打底側(cè)的斷口處發(fā)現(xiàn)少量的焊接疏松缺陷，如圖4，5所示。相關(guān)文獻(xiàn)研究[17]表明：2A14鋁合金采用TIG焊接工藝時，容易產(chǎn)生氣孔缺陷。對于接頭內(nèi)部直徑小于200 μm的微氣孔，填充焊絲、保護(hù)氣體、焊接工藝參數(shù)均是影響因素；采用小電流、慢速度的焊接規(guī)范時，熔池中氣孔逸出較充分，焊縫中微氣孔較少；采用大電流、快速度的焊接規(guī)范時，焊縫凝固快，熔池中氣孔來不及逸出。鋁合金焊縫組織中存在的大量顯微氣孔，降低了接頭有效承載面積及致密性，容易引起組織疏松，成為拉伸斷裂的裂紋源；焊縫中微氣孔的存在，引起接頭抗拉變形能力下降，是引起接頭塑性下降的因素之一，接頭受橫向拉伸應(yīng)力時，實際承載能力降低[18-20]。

(a)斷口源區(qū) (b)擴(kuò)展區(qū)

2.3 金相組織分析

2.3.1 宏觀金相

對焊縫開裂位置1#剖切試樣和焊縫正常位置2#，3#剖切試樣進(jìn)行宏觀金相檢測，包括：打底焊道和蓋面焊道對中性及接頭形貌，焊縫熔深、熔寬尺寸檢查，如圖6所示。檢測結(jié)果顯示：3處焊縫剖切試樣焊縫截面處的打底焊道和蓋面焊道對中情況良好，未發(fā)現(xiàn)明顯偏移情況；1#剖切接頭成形尺寸和2#，3#剖切接頭相比，有著較為顯著的差異，1#剖切試樣蓋面熔深明顯小于2#，3#試樣，蓋面熔寬、打底熔寬則大于2#，3#試樣。在1#剖切試樣打底焊縫頂蓋母材一側(cè)熔合線區(qū)域發(fā)現(xiàn)明顯的臺階狀形貌，該處焊趾存在接頭形貌不連續(xù)特征；經(jīng)角度測量，1#剖切接頭打底焊縫和母材過渡角為96.3°，2#，3#剖切接頭相同位置過渡角為153.4°和155.8°。接頭成形尺寸和焊接過程有效熱輸入直接相關(guān)，復(fù)查產(chǎn)品自動焊接記錄數(shù)據(jù)，在1#接頭位置，焊接參數(shù)發(fā)生較大波動，相對2#，3#接頭位置，蓋面焊接電流減小了30 A，送絲速度增加了180 mm/min，打底焊接電流變化不大。據(jù)此分析，在自動焊過程中，1#接頭位置熱輸入發(fā)生了明顯變化，造成接頭尺寸的變化。結(jié)合現(xiàn)場焊接工裝復(fù)查，1#接頭打底焊縫焊趾處的臺階形貌和焊接墊板尺寸有著直接關(guān)聯(lián)，產(chǎn)品焊接墊板存在寬度過小、深度過淺、兩側(cè)倒角不足的結(jié)構(gòu)不合理現(xiàn)象，限制了焊漏的成形，如圖7所示。

(a)不合理墊板結(jié)構(gòu)

(b)改進(jìn)的墊板結(jié)構(gòu)圖7 焊接墊板結(jié)構(gòu)尺寸示意Fig.7 Schematic diagram of welding backing plate

相關(guān)文獻(xiàn)研究[21]表明，同樣的焊接工藝條件下，接頭的力學(xué)性能存在一定的分散性，這和接頭不同位置的具體形貌有著關(guān)聯(lián)性，焊趾形狀對接頭的伸長率影響顯著，焊趾處過渡角或過渡半徑變化較大，對接頭宏觀力學(xué)性能有一定影響，過渡角越小，應(yīng)力集中程度越大，啟裂時的名義應(yīng)力與平均應(yīng)變均減??；同時，相比焊趾呈圓滑過渡形貌的接頭區(qū)域，呈直接過渡形貌的接頭位置，接頭啟裂時的名義應(yīng)力、平均應(yīng)變較高。本文分析對象，焊縫焊趾處存在接頭形貌不連續(xù)特征，造成了接頭局部應(yīng)力集中，受外力時，接頭可承載強(qiáng)度、抗變形能力要低于正常接頭位置，成為承壓啟裂的薄弱區(qū)。

2.3.2 微觀金相

對3處焊縫剖切接頭進(jìn)行了顯微組織形貌檢查，3處焊縫的金相組織均正常，焊縫組織致密，界限分明，未見明顯的晶界粗大等過熱、過燒跡象。1#剖切接頭相對2#,3#接頭，打底焊縫處存在明顯氣孔缺陷，如圖8所示。相關(guān)文獻(xiàn)研究[22]表明，鋁合金TIG焊接頭焊縫熔合線附近、焊縫蓋面層的焊趾處是氣孔的集中區(qū)域，這些部位均位于“固-液”相交界，組織冷卻凝固速度比熔池其他部位快，氣孔難以及時逸出；采用直流TIG氦弧的打底焊接工藝，由于氦氣的高能特性，有良好的氣孔抑制能力；研究同時認(rèn)為，氣孔密度影響接頭斷裂性能，按焊縫局部的微氣孔數(shù)量及所占面積統(tǒng)計，當(dāng)氣孔率達(dá)到2%以上時，可成為接頭斷裂的缺口敏感區(qū)。在1#剖切接頭處，打底焊縫處氣孔相對正常氦弧打底接頭，氣孔密集，經(jīng)定量統(tǒng)計，該處剖切接頭尺寸≥100 μm氣孔所占接頭截面積達(dá)到6.82%。從圖8(a)(b)可以看出，微氣孔尺寸達(dá)到147.11～166.8 μm，打底焊縫組織斷裂有明顯沿氣孔分布路徑斷裂的特征。

(a)1#剖切接頭打底焊縫組織 (b)1#剖切接頭微觀氣孔斷裂路徑

結(jié)合現(xiàn)場焊接工藝分析，由于焊接工裝局部壓緊不實，該處接頭位置在焊接過程，熔池發(fā)生較大擾動，導(dǎo)致氦弧氣氛侵入空氣，是造成打底焊縫出現(xiàn)氣孔密集異?，F(xiàn)象的重要原因；氣孔率較高，也導(dǎo)致該處接頭成為承壓過程的斷裂敏感區(qū)。

2.4 顯微硬度測試

通過焊接接頭顯微硬度，可以間接評估接頭軟化程度，對選取的1#，2#，3#接頭進(jìn)行維氏硬度(HV0.1)測試，分別檢測了打底焊縫、蓋面焊縫、熱影響區(qū)的顯微硬度值，結(jié)果如表6所示，1#接頭附近的顯微硬度與2#，3#正常位置接頭的顯微硬度數(shù)值無明顯差別。通過顯微硬度測試可以驗證，斷裂位置焊縫未發(fā)生明顯的接頭過軟化現(xiàn)象。

表6 顯微硬度(HV0.1)測試結(jié)果Tab.6 Results of microhardness (HV0.1) test

2.5 焊接結(jié)構(gòu)及接頭性能旁證

為進(jìn)一步驗證焊接參數(shù)的合理性及焊接結(jié)構(gòu)對接頭的性能影響，選用同批次母材試片，采用產(chǎn)品參數(shù)進(jìn)行焊縫接頭性能旁證試驗，內(nèi)容包括常溫拉伸試驗、彎曲試驗兩部分。焊縫試樣經(jīng)過X光探傷，單位長度焊縫上無數(shù)量超標(biāo)和尺寸超標(biāo)氣孔缺陷(最大氣孔直徑≤1 mm)；拉伸試驗中，參照產(chǎn)品試驗工況，焊縫背部焊漏余高修整至0.5～1.0 mm；彎曲試驗中，對焊縫正、反面焊漏余高進(jìn)行銑平，采用壓頭直徑14 mm、滾筒間距24 mm的試驗規(guī)范，分別進(jìn)行焊縫面彎、背彎試驗，試樣加工尺寸如圖9所示。

拉伸試驗結(jié)果(見表7)顯示，焊縫接頭常溫抗拉強(qiáng)度均值340.5 MPa，伸長率6%，對比母材性能(見表4)，焊縫接頭強(qiáng)度系數(shù)達(dá)到0.696，焊縫拉伸性能優(yōu)異，旁證焊接參數(shù)設(shè)置合理，能夠滿足QJ2698A—2011《鋁及鋁合金熔焊技術(shù)條件》的規(guī)定。彎曲試驗結(jié)果(見表8)顯示，焊縫面彎彎曲角均值60°，背彎彎曲角均值52°。面彎試驗條件下焊縫的延展性能要略高于背彎條件，結(jié)合分析對象焊接結(jié)構(gòu)、考核工況，由于焊縫選擇了背彎結(jié)構(gòu)，在承受內(nèi)壓壓力考核時，焊縫受力工況更為苛刻，應(yīng)加以關(guān)注并提高焊接接頭強(qiáng)度工藝裕度。

(a)拉伸試樣

(b)彎曲試樣圖9 試樣加工尺寸示意Fig.9 Schematic diagram of machining sizes of the specimens

表7 焊縫拉伸測試結(jié)果 Tab.7 Results of weld tensile test

表8 焊縫彎曲測試結(jié)果Tab.8 Results of weld bending test

3 斷裂原因分析

結(jié)合產(chǎn)品特征及失效分析試驗結(jié)果，當(dāng)水壓壓力加載至0.393 MPa時，由于法蘭焊縫存在組織缺陷及局部應(yīng)力集中，局部焊縫承壓達(dá)到焊縫實際可承載強(qiáng)度極限，焊接接頭在缺口效應(yīng)的影響下發(fā)生過載斷裂。進(jìn)一步總結(jié)焊縫斷裂主要由以下原因造成。

3.1 接頭顯微氣孔集中

焊縫啟裂及延展斷裂部位均存在密集的顯微氣孔，密集氣孔率降低了接頭有效承載面積及致密性，接頭性能有所降低，成為承壓過程的斷裂敏感區(qū)，產(chǎn)品承壓考核過程中斷口沿氣孔分布路徑斷裂延展。

結(jié)合現(xiàn)場工藝分析，產(chǎn)品焊接工裝采用了鑄鋁結(jié)構(gòu)，在焊接變形過程中壓緊效果不足，影響了局部散熱工況，導(dǎo)致該處接頭位置熔池發(fā)生較大波動，焊接過程氦弧氣氛侵入了空氣，造成打底焊縫出現(xiàn)密集氣孔。

3.2 打底焊縫焊趾過渡不圓滑

焊縫啟裂部位焊縫接頭成形不連續(xù)，打底焊漏焊趾處存在直接過渡形貌，造成該處位置應(yīng)力集中，在承受外部載荷考核時，接頭可承載強(qiáng)度、抗變形能力要低于正常接頭位置，成為承壓啟裂的薄弱區(qū)。焊漏墊板尺寸偏窄，邊緣未倒角是造成焊趾過渡不圓滑的直接原因。

3.3 焊接工藝有待進(jìn)一步優(yōu)化

由于法蘭結(jié)構(gòu)限制，焊縫為背彎結(jié)構(gòu)。通過試片彎曲試驗，驗證了焊縫承受內(nèi)壓工況下，背彎結(jié)構(gòu)焊縫延展性要略低于正常面彎結(jié)構(gòu)。在此類焊接結(jié)構(gòu)中，應(yīng)開展更加細(xì)致的焊接工藝優(yōu)化工作，提升焊接接頭強(qiáng)度系數(shù)裕度。

4 結(jié)論

(1)焊縫斷裂部位存在密集的氣孔和少量組織疏松缺陷，降低了接頭有效承載面積和組織性能，是焊縫承壓開裂的主要原因；采用氦弧焊接工藝時，應(yīng)重視焊接過程電弧穩(wěn)定性的控制，通過提高裝配質(zhì)量，減少空氣侵入電弧，有效控制氣孔缺陷。

(2)焊縫起裂于焊縫打底焊漏臺階形貌焊趾處，該處接頭過渡急劇引起應(yīng)力集中，產(chǎn)生應(yīng)力缺口效應(yīng)，是焊縫啟裂的直接原因；在焊接工藝上，應(yīng)采取優(yōu)化焊接墊板結(jié)構(gòu)及焊后精細(xì)化修整的手段保證接頭圓滑過渡，降低局部應(yīng)力集中。

(3)焊縫承受內(nèi)壓工況時，蓋面焊縫位于內(nèi)側(cè)的背彎焊縫結(jié)構(gòu)延展性略低于面彎焊縫結(jié)構(gòu)，針對背彎焊縫的焊接結(jié)構(gòu)，應(yīng)進(jìn)一步優(yōu)化焊接工藝，提升焊接接頭強(qiáng)度系數(shù)裕度。