徐光霈，魏耀光，冉?jīng)财妫惉?，李?/p>

(1.航空工業(yè)成都飛機工業(yè)(集團)有限責任公司,成都,610073；2.天津大學(xué),天津市現(xiàn)代連接技術(shù)重點實驗室,天津,300072)

0 序言

鋁合金因其質(zhì)量輕、比強度高、耐蝕性好等優(yōu)點被廣泛應(yīng)用于航空航天、汽車制造等重要領(lǐng)域[1-2].其中2219和5A06鋁合金是應(yīng)用廣泛的典型代表，2219鋁合金比強度高，5A06鋁合金耐蝕性好，兩者由于性能的差異被用于不同的場合[3-4].隨著結(jié)構(gòu)服役情況的不斷提高，為同時滿足結(jié)構(gòu)件高強度及耐蝕性的需求，對異種鋁合金焊接接頭性能提出了更高要求[5-6].

焊接接頭的最終性能取決于焊接工藝參數(shù)的選擇，選擇合適的工藝參數(shù)將會極大地提高接頭的質(zhì)量，因此進行一系列合理的試驗來確定最佳的工藝參數(shù)至關(guān)重要.然而全面試驗方法需要大量的試驗次數(shù)來確定最佳工藝參數(shù)，這很顯然需要消耗大量的時間及成本[7].相比于全面試驗方法，正交試驗方法是從全面試驗中挑選出部分有代表性的點進行試驗，并且能夠利用數(shù)理統(tǒng)計的方法處理試驗結(jié)果[8]，因而減少了試驗次數(shù)，具有較高的效率，得到了國內(nèi)外研究學(xué)者的廣泛應(yīng)用[9-10].

文中采用正交試驗方法對2219/5A06異種鋁合金脈沖變極性鎢極氬弧焊 (variable polarity tungsten inert gas welding,VP-TIG) 進行工藝參數(shù)優(yōu)化，并通過試驗分析優(yōu)化后焊接接頭組織與性能的相關(guān)性，為異種鋁合金接頭性能的研究提供試驗依據(jù).

1 試驗方法

母材為熱處理強化的2219-T87鋁合金和加工硬化的5A06-H112鋁合金，試板規(guī)格為150 mm ×75 mm × 5.5 mm.為了獲得較高強度的焊接接頭，采用ER2319鋁合金焊絲，焊絲直徑1.2 mm，母材及焊絲化學(xué)成分如表1所示，焊接電源為山東奧太WSME-315型逆變式交直流脈沖氬弧焊機.

表1 母材和ER2319焊絲化學(xué)成分Table 1 Chemicial compositions of the base material and the ER2319 welding wire

焊接過程中，需保持以下工藝參數(shù)恒定不變：基值電流Ib=180 A，占空比δ=50%，交流頻率100 Hz，保護氣體為99.99%純氬氣，氣體流量15 L/min，鎢極到工件的距離為3 mm，V形坡口鈍邊2 mm，無根部間隙，焊接方向垂直于軋制方向.為了保證陰極清理的前提下，最大程度地降低鎢極的燒損，將脈沖變極性氬弧焊機設(shè)置交流偏置Ki=10%(負半波電流/正半波電流為1.1時，KI=10%)，清理比例Kt=-20%(負半波時間/工作周期為0.3時，Kt=-20%).

按國家標準GB/T 228.1—2010進行拉伸試驗，拉伸速率為1 mm/min，通過數(shù)字圖像相關(guān)(digital image correlation,DIC) 技術(shù)測量拉伸過程中實時的應(yīng)變分布云圖，采用ZEISS Sigma 300場發(fā)射掃描電鏡、Zeiss Smart Zooms 5超景深顯微鏡、SU-1510掃描電鏡觀察斷口形貌.按國家標準GB/T 2654—2008進行顯微硬度測試，試驗加載力為4.9 N，加載時間15 s.采用傳統(tǒng)的三電極Autolab電化學(xué)工作站在3.5%NaCl溶液中進行循環(huán)電化學(xué)極化測試，分析2219側(cè)鋁合金和焊縫的點蝕行為.

2 正交試驗

2.1 建立正交模型

正交試驗方法按以下步驟進行：①選因素(脈沖VP-TIG焊工藝參數(shù))、定水平(工藝參數(shù)的變化范圍)；②選擇合適正交表；③進行正交試驗，記錄質(zhì)量特征值(抗拉強度)；④ 采用Minitab軟件對試驗結(jié)果進行數(shù)理統(tǒng)計分析；⑤進行最佳參數(shù)驗證試驗.脈沖VP-TIG焊可調(diào)工藝參數(shù)較多，根據(jù)相關(guān)學(xué)者的研究并結(jié)合試驗條件，選擇峰值電流、焊接速度、送絲速度、坡口角度、脈沖頻率5個因素進行優(yōu)化[11]，通過觀察焊縫成形以及是否全焊透，確定工藝參數(shù)的變化范圍，如表2所示.

表2 因素及水平設(shè)計表Table 2 Design table of factors and levels

根據(jù)因素和水平數(shù)選擇合適的正交表，文中正交試驗中，既需要考慮表2所設(shè)計的5因素3水平，還需考慮3組交互作用：峰值電流 × 焊接速度(A × B)、峰值電流 × 送絲速度 (A × C)、峰值電流 ×坡口角度 (A × D)，并預(yù)留1列空白列作為隨機誤差列.為了減少正交表的列數(shù)，交互作用所占列數(shù)都設(shè)計為1列，故可以選擇最小正交表L27(39)進行工藝優(yōu)化.

如表3所示，正交表設(shè)計完成后，將各列表頭的因素采用表2編號替代，將各列上的數(shù)字1，2和3分別看成各因素的水平數(shù)，就可以確定27組工藝參數(shù)組合方案.交互作用和空白列雖然也占有相應(yīng)列，但對試驗方案沒有任何影響，按各工藝參數(shù)的組合進行試驗，取焊后接頭3次抗拉強度的平均值作為質(zhì)量特征值.

表3 試驗方案與試驗結(jié)果Table 3 Experiment scheme and corresponding results

2.2 正交試驗極差分析

信噪比 (signal to noise ratio,S/N) 是衡量質(zhì)量穩(wěn)定性的評價指標.為了獲得接頭最大的抗拉強度，故選擇望大特征的信噪比進行試驗結(jié)果的極差分析，其計算公式為

式中：n為拉伸試驗次數(shù)(3次)；yj為第j次的抗拉強度.計算結(jié)果如表4所示.

表4 抗拉強度的信噪比Table 4 Signal to noise ratio of tensile strength

一般來說，各因素的極差是不相等的，這就表明各因素水平的變化對試驗結(jié)果的影響是區(qū)分主次順序的.若極差越大，就能夠說明該因素對試驗結(jié)果影響越大；若空白列的極差比所有因素的極差大，表明各因素之間可能存在不可忽略的交互作用.

如表5所示，通過Minitab軟件計算信噪比的極差R.從極差R的排秩結(jié)果發(fā)現(xiàn)，交互作用A ×C(峰值電流 × 送絲速度)、A × D(峰值電流 × 坡口角度)對試驗結(jié)果的影響最小，因而可以忽略.交互作用A × B(峰值電流 × 焊接速度)雖然排秩為5，但是小于因素A(峰值電流)和B(焊接速度)單獨變化時對試驗結(jié)果的影響，因而也可以忽略.因此文中正交試驗設(shè)計中，各因素對試驗結(jié)果的影響從主到次的順序依次為：B(焊接速度) — D(坡口角度)— A(峰值電流) — E(脈沖頻率) — C(送絲速度).

表5 信噪比響應(yīng)表Table 5 Signal to noise ratio response table

圖1為相對應(yīng)的信噪比響應(yīng)圖，結(jié)合表5選擇最佳的試驗方案組合.正交試驗選擇了望大特征的信噪比，因此從 A(峰值電流)、B(焊接速度)、C(送絲速度)、D(坡口角度)、E(脈沖頻率)3個水平中選擇最大的信噪比，得到最優(yōu)工藝參數(shù)組合為A3B3C1-D1E3，并不包含在已做的27組試驗方案中，這正體現(xiàn)了正交試驗設(shè)計的優(yōu)越性.

圖1 信噪比響應(yīng)圖Fig.1 Signal to noise ratio response diagram

2.3 正交試驗方差分析

極差分析清晰易懂，但不能區(qū)分各因素水平的變化對試驗結(jié)果的影響究竟是由因素的水平變化引起的，還是由試驗誤差引起的，也就是說，無法估計試驗誤差的大?。涣硗鈽O差分析雖然可以確定各因素對試驗結(jié)果影響的主次順序，但是不能提出一個標準來判斷各因素作用的顯著程度，因此為了彌補極差分析的缺陷，對試驗結(jié)果進行了方差分析，表6為信噪比方差分析，表中F值為各因素或交互作用的方差除以誤差的方差；P值表示模型及各個因素的顯著水平，系統(tǒng)默認值 0.05.當P＜0.05時，表明該因素的變化對試驗結(jié)果的影響非常顯著，P值越小影響越顯著；當P＞0.05時，表明該因素的變化對試驗結(jié)果的影響不顯著，P值越大影響越不顯著.

表6 信噪比方差分析表Table 6 Analysis of variance for signal-to-noise ratio

從信噪比方差分析表中得出，因素B(焊接速度)和D(坡口角度)的P＜0.05，表明這2個因素的變化對試驗結(jié)果的影響非常顯著，并發(fā)現(xiàn)因素B比因素D的P值更小，說明了因素B在正交試驗中對試驗結(jié)果的影響是最顯著的.因素A(峰值電流)、C(送絲速度)、E(脈沖頻率)的P＞0.05，表明這些因素對試驗結(jié)果的影響并不顯著，并從P值的大小得知：對試驗結(jié)果的影響由大到小依次為因素A—因素E—因素C.另外，從3組交互作用的P值都大于0.05得出，正交試驗中所選的交互作用可以忽略它們對試驗結(jié)果的影響.

2.4 試驗驗證

正交試驗設(shè)計最佳工藝參數(shù)組合為A3B3C1D1E3，其具體工藝參數(shù)為：A(峰值電流250 A)，B(焊接速度140 mm/min)，C(送絲速度2.5 m/min)，D(坡口角度 70°)，E(脈沖頻率3 Hz)，并不包含在已做的27組試驗方案中，因此將最佳方案A3B3C1D1E3與正交表中最好的第26號試驗方案A3B3C1D1E1作對比試驗.如表7所示，從Minitab軟件預(yù)測值和實際測量值得出，最佳方案組合的信噪比和抗拉強度都比第26號試驗方案高，說明正交試驗設(shè)計成功優(yōu)化了2219/5A06異種鋁合金脈沖VP-TIG焊的工藝參數(shù).

表7 Minitab 預(yù)測值和實際測量值Table 7 Minitab predicted and actual measured value

圖2為最佳工藝參數(shù)組合A3B3C1D1E3的焊縫宏觀形貌，從圖看出焊縫成形良好，呈明顯的魚鱗狀，在焊縫橫截面中并未發(fā)現(xiàn)明顯的缺陷.

圖2 焊縫宏觀形貌Fig.2 Macroscopic morphology of weld.(a) weld formation;(b) weld cross section

3 力學(xué)和腐蝕性能

3.1 力學(xué)性能

在焊接熱循環(huán)的作用下，焊縫區(qū)、熱影響區(qū)以及熔合線附近的組織形貌、元素分布和晶體學(xué)結(jié)構(gòu)均會發(fā)生改變，這些改變會對接頭力學(xué)性能產(chǎn)生重大影響，因此研究優(yōu)化后的2219/5A06異種鋁合金焊接接頭組織與力學(xué)性能的相關(guān)性，解釋拉伸過程中試樣斷裂的機理以及顯微硬度的分布規(guī)律.2219-T87鋁合金抗拉強度為470 MPa，斷后伸長率為15.36%；5A06-H112鋁合金抗拉強度為397 MPa，斷后伸長率為15.73%；焊后接頭抗拉強度分別達到2219和5A06母材的67.5%和80.0%，斷后伸長率分別達到2219和5A06母材的27.0%和26.4%.圖3所示拉伸試驗中，試樣的斷裂位置發(fā)生在2219側(cè)熔合線附近的區(qū)域.

圖3 脈沖VP-TIG焊接頭斷裂位置Fig.3 Fracture location of pulsed VP-TIG joint

圖4為拉伸過程中焊接接頭實時的應(yīng)變分布云圖.從圖看出，焊接接頭中的最大應(yīng)變集中發(fā)生在2219和5A06側(cè)熔合線附近的區(qū)域，并發(fā)現(xiàn)2219側(cè)熔合線附近的應(yīng)變比5A06側(cè)熔合線附近的應(yīng)變更大、分布更密集；隨著拉伸過程的進行，試樣斷裂沿著2219側(cè)熔合線附近的最大應(yīng)變處發(fā)生.觀察焊接接頭斷口橫截面的微觀組織，可以更好地解釋接頭的失效原因.圖5為2219側(cè)熔合線附近斷裂區(qū)域的微觀形態(tài)，從圖中看出，斷裂主要沿細等軸晶帶和晶界發(fā)生，由于細等軸晶帶未能與2219側(cè)熔合線附近熱影響區(qū)側(cè)的板條狀組織和焊縫側(cè)的粗等軸晶實現(xiàn)平滑過渡，以及晶界處存在大量的呈網(wǎng)狀連續(xù)的共晶相惡化了接頭性能.

圖4 脈沖VP-TIG焊接頭應(yīng)變分布云圖Fig.4 Strain distribution cloud diagram of pulsed VPTIG welded joint

圖5 脈沖VP-TIG焊接頭斷口橫截面組織Fig.5 Fracture cross section structure of pulsed VP-TIG welded joint.(a) top;(b) middle;(c) bottom

圖6為2219側(cè)熔合線附近斷裂區(qū)域的第二相分布和相對應(yīng)的能譜定點測量結(jié)果，進一步闡明第二相對接頭斷裂的影響.結(jié)果表明，斷裂主要發(fā)生在細等軸晶帶和晶界呈網(wǎng)狀連續(xù)的Al+Al2Cu共晶相處.

圖6 脈沖VP-TIG焊接頭斷口橫截面第二相分布Fig.6 Second phase distribution on the fracture cross section of pulsed VP-TIG welded joint.(a) top;(b)bottom

圖7為焊接接頭斷口形貌，將2219側(cè)宏觀斷口分為3個部分：沿厚度方向頂部①、中部②、底部③.從圖中看出，頂部斷口形貌基本全為撕裂棱，中部和底部斷口形貌還是以撕裂棱為主，但同時又存在一些淺而平的韌窩，底部韌窩的分布較中部多，表明脈沖VP-TIG焊接頭的斷裂方式主要以準解理斷裂為主，但同時存在一些塑性斷裂的特征.

圖7 脈沖VP-TIG焊接頭2 219側(cè)斷口形貌Fig.7 Fracture morphology of 2 219 side of pulsed VPTIG welded joint

圖8為脈沖VP-TIG焊接頭不同位置的顯微硬度分布和相對應(yīng)的硬度分布云圖，其中位置1-4分別指距接頭上表面的距離：位置1(1.25 mm)、位置2(2.25 mm)、位置3(3.25 mm)、位置4(4.25 mm).從顯微硬度的分布來看，脈沖VPTIG焊接頭中2219和5A06母材的硬度值最高；其次從母材到熱影響區(qū)，兩側(cè)接頭的硬度值都呈現(xiàn)明顯的下降趨勢，而2219熱影響區(qū)的下降趨勢更明顯.相比于熱影響區(qū)，兩側(cè)熔合線附近的硬度值更低，其中2219側(cè)熔合線附近是整個接頭中硬度值最低的區(qū)域，這是因為從2219側(cè)熔合線附近的第二相分布特征可以得出，相比于2219熱影響區(qū)，由于2219側(cè)熔合線附近晶粒內(nèi)基本不存在顆粒狀的Al2Cu相，而晶界上卻分布著大量的呈網(wǎng)狀連續(xù)的Al+Al2Cu共晶組織，導(dǎo)致該區(qū)域的硬度值最低、塑性差.而對于5A06側(cè)熔合線附近的區(qū)域，由于該區(qū)域經(jīng)歷的峰值溫度比5A06熱影響區(qū)高，導(dǎo)致加工硬化效果進一步消失，但軟化程度遠小于2219側(cè)熔合線附近的區(qū)域，因此2219側(cè)熔合線附近是整個接頭中最薄弱的位置，是斷裂發(fā)生的位置.

圖8 脈沖VP-TIG焊接頭顯微硬度分布Fig.8 Microhardness distribution of pulsed VP-TIG welded joints.(a) microhardness at different locations;(b) microhardness cloud image

3.2 腐蝕性能

5A06鋁合金是防銹鋁，耐蝕性優(yōu)良，通過循環(huán)電化學(xué)極化試驗，分析焊接接頭2219側(cè)鋁合金和焊縫的腐蝕行為.圖9為焊接接頭2219側(cè)鋁合金和焊縫的循環(huán)極化曲線，其中用黑色箭頭表示掃描方向，并標注腐蝕電位 (corrosion potential,Ecorr)、點蝕電位 (pitting potential,Epit)、點蝕之后重新鈍化電位 (repassivation/protection,Eprot).從圖中看出，焊接接頭的不同區(qū)域都呈現(xiàn)出典型的鈍化區(qū)，該鈍化區(qū)與所施加的電勢無關(guān)，直到形成鈍化膜的點蝕電位Epit為止，從而保護了鋁合金免受腐蝕.

圖9 循環(huán)極化曲線Fig.9 Cyclic polarization curve.(a) 2219 BM;(b) 2219 HAZ;(c) 2219 side fusion line;(d) welded seam

表8為相對應(yīng)的電化學(xué)參數(shù)值.從表中得出，2219熱影響區(qū)具有比2219母材低的自腐蝕電位和高的腐蝕電流密度，且根據(jù)電位差ΔE1(Epit-Eprot)發(fā)現(xiàn)點蝕之后2219熱影響區(qū)重新鈍化的能力比母材低，這些參數(shù)都表明熱影響區(qū)由于焊接熱輸入的作用造成了耐蝕性降低.相比于2219熱影響區(qū)，由于2219側(cè)熔合線附近的區(qū)域和焊縫具有更高的腐蝕電流密度，較低的點蝕電位，且重新鈍化的能力也更弱，因此對于焊接接頭2219側(cè)鋁合金和焊縫，2219側(cè)熔合線附近的區(qū)域和焊縫是點蝕優(yōu)先發(fā)生的位置.

表8 循環(huán)電化學(xué)極化試驗結(jié)果Table 8 Design table of factors and levels

圖10為循環(huán)電化學(xué)極化試驗后的腐蝕形貌.從圖中可以清晰地看出，2219母材的耐點蝕能力最好，其次是2219熱影響區(qū)，2219側(cè)熔合線附近的區(qū)域和焊縫的耐點蝕性能最差，與上述循環(huán)電化學(xué)曲線得出的結(jié)論相吻合，并且發(fā)現(xiàn)2219側(cè)熔合線附近的區(qū)域和焊縫發(fā)生了點蝕逐漸向晶間腐蝕的過渡，這是因為鋁合金的點蝕與第二相密切相關(guān)，Al2Cu相由于含有電位較高的Cu元素，使其作為陰極被保護，Al2Cu相周圍的基體產(chǎn)生了貧銅區(qū)，使其作為陽極發(fā)生了腐蝕，然而2219側(cè)熔合線附近的區(qū)域和焊縫在焊接熱輸入作用下，晶界處存在大量的呈網(wǎng)狀連續(xù)的Al+Al2Cu共晶相，導(dǎo)致其耐蝕性降低.

圖10 腐蝕形貌Fig.10 Corrosion morphology.(a) 2219 BM;(b) 2219 HAZ;(c) 2219 side fusion line;(d) welded seam

4 結(jié)論

(1) 采用L27(39)正交表，最佳工藝參數(shù)組合為峰值電流250 A、焊接速度140 mm/min、送絲速度2.5 m/min、坡口角度70°、脈沖頻率3 Hz.工藝參數(shù)的變化對試驗結(jié)果的影響從主到次的順序依次為焊接速度—坡口角度—峰值電流—脈沖頻率—送絲速度，其中焊接速度和坡口角度對試驗結(jié)果的影響非常顯著.

(2) 成功獲得了無缺陷的焊接接頭，接頭的抗拉強度分別達到2219和5A06母材的67.5%和80.0%，斷后伸長率分別達到2219和5A06母材的27.0%和26.4%.試樣的斷裂沿著2219側(cè)熔合線附近的最大應(yīng)變處發(fā)生，該位置是整個接頭中硬度值最低的區(qū)域，接頭的斷裂方式主要以準解理斷裂為主，同時存在一些塑性斷裂的特征.

(3) 對于焊接接頭2219側(cè)鋁合金和焊縫，2219側(cè)熔合線附件和焊縫區(qū)域耐蝕性最差，是點蝕優(yōu)先發(fā)生的位置.