王小偉，張斌，曾如川，閆朝陽(yáng)，陳樹(shù)君

(1.北京工業(yè)大學(xué),汽車結(jié)構(gòu)部件先進(jìn)制造技術(shù)教育部工程研究中心,北京,100124；2.北京衛(wèi)星制造廠有限公司,北京,100124)

0 序言

隨著制造業(yè)不斷深入發(fā)展，對(duì)鋁合金結(jié)構(gòu)件需求不斷增多.鋁合金作為一種減重材料，因其密度低，比強(qiáng)度高，導(dǎo)電性、導(dǎo)熱性、抗蝕性優(yōu)良等特點(diǎn)，在航空航天、軌道交通、軍事工業(yè)等領(lǐng)域被廣泛應(yīng)用[1].鋁合金結(jié)構(gòu)件的大規(guī)模應(yīng)用離不開(kāi)與其密切相關(guān)的加工工藝[2]，焊接作為一種常見(jiàn)的成形工藝是鋁合金連接成形的典型代表.

目前，國(guó)內(nèi)外研究學(xué)者對(duì)鋁合金焊接進(jìn)行了許多研究，涉及到的焊接方法包括鎢極氬弧焊、攪拌摩擦焊、變極性等離子弧焊 (variable polarity plasma arc welding,VPPAW)、激光焊等[3].與其他焊接工藝相比，兼具操作簡(jiǎn)單和焊接質(zhì)量高的變極性等離子弧焊在大型鋁合金結(jié)構(gòu)件加工方面具有突出優(yōu)勢(shì).呂耀輝等人[4]研制了以80C196 單片機(jī)為控制核心的400 A 變極性焊接電源，搭建了包括變極性電源、步進(jìn)電機(jī)控制系統(tǒng)在內(nèi)的鋁合金VPPAW 穿孔焊接設(shè)備，成功運(yùn)用于天宮一號(hào)飛船主體結(jié)構(gòu)焊接.春蘭等人[5]提出了單電源雙脈沖混合調(diào)制VPPAW 焊接系統(tǒng)，通過(guò)加入高頻/低頻脈沖，使得設(shè)備能夠輸出高頻脈沖、低頻脈沖和高低頻混合脈沖.韓永全等人[6]對(duì)比研究了VPPAW 與傳統(tǒng)電弧的電特性，分析了VPPAW 電特性的時(shí)域和頻域特性，指出VPPAW 電特性不同特點(diǎn)是焊接參數(shù)選擇的重要依據(jù).周陽(yáng)等人[7]研究了電源輸出變極性焊接電流的受控穩(wěn)定性，結(jié)果表明，減小電流波形畸變可保持輸出電流受控穩(wěn)定性.陳樹(shù)君等人[8]以VPPAW 穿孔焊接過(guò)程中的穿孔熔池為研究對(duì)象，通過(guò)對(duì)穿孔熔池背面進(jìn)行區(qū)分和定義，分析了穿孔橫焊縫成形規(guī)律，結(jié)果表明，溫寬偏離度在垂直焊接方向上的分量與重力方向相反時(shí)，可以有效減輕重力對(duì)穿孔熔池的負(fù)面影響.Yan 等人[9]研究了變位置VPPAW焊縫力學(xué)性能和殘余應(yīng)力，總結(jié)了重力對(duì)焊縫中氣孔的產(chǎn)生機(jī)理的影響，通過(guò)非對(duì)稱傳質(zhì)策略，削弱重力對(duì)熔池流動(dòng)的影響來(lái)降低空隙率，很好地實(shí)現(xiàn)了多位置下無(wú)氣孔焊接.從現(xiàn)有研究成果看，國(guó)內(nèi)外研究學(xué)者對(duì)VPPAW 焊接鋁合金在焊接電源及設(shè)備、VPPAW 電弧特性及影響焊接過(guò)程穩(wěn)定性因素、熔池形態(tài)與監(jiān)測(cè)、焊接接頭微觀組織與力學(xué)性能等方面的研究較多，而對(duì)于VPPAW 穿孔焊接匙孔自由閉合的研究比較稀缺.實(shí)際生產(chǎn)中，手工TIG 能夠?qū)缚p收弧處進(jìn)行補(bǔ)焊，但因其自身工藝特性，焊縫容易出現(xiàn)應(yīng)力集中、元素?zé)龘p、氣孔率高等問(wèn)題.對(duì)于結(jié)構(gòu)復(fù)雜、體積較大、強(qiáng)度要求較高的鋁合金構(gòu)件手工TIG 可能無(wú)法滿足相應(yīng)需求.

以VPPAW 穿孔焊接5A06 鋁合金板起弧、收弧為研究對(duì)象，通過(guò)調(diào)節(jié)焊接起弧、收弧策略，實(shí)現(xiàn)等離子弧匙孔自由閉合精確調(diào)控，為解決等離子穿孔焊匙孔滯留問(wèn)題提供理論基礎(chǔ)與技術(shù)支持.

1 試驗(yàn)方法

1.1 試驗(yàn)材料與設(shè)備

按照?qǐng)D1 所示的設(shè)備示意圖搭建了VPPAW焊接系統(tǒng).該系統(tǒng)包括VPPAW 控制柜、冷卻裝置、送氣系統(tǒng)、送絲系統(tǒng)、等離子槍、工作臺(tái).設(shè)備調(diào)試完成后，使用直徑1.2 mm 的ER5183 鋁合金絲材在厚度為6 mm 的5A06 鋁合金試板上進(jìn)行環(huán)焊縫起弧、收弧試驗(yàn).絲材和試板化學(xué)成分如表1 所示.作為對(duì)比，使用手工TIG 進(jìn)行焊后填補(bǔ)匙孔試驗(yàn)，所用電流為變極性電流，極性比為50∶50，電流范圍為110～ 120 A.

表1 絲材和試板化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)Table 1 Chemical compositions of work plates and filler wire material

圖1 VPPAW 穿孔焊接設(shè)備示意圖Fig.1 Schematic diagram of VPPAW equipment

1.2 等離子弧穿孔焊接

圖2 是采用VPPAW 穿孔焊接焊縫起弧段、收弧段和環(huán)焊縫收弧處的形貌.在等離子弧穿孔焊接過(guò)程中，電弧對(duì)熔池的熱和力相互影響.受熱力耦合特性的影響，在穿孔初始階段易發(fā)生爆破式穿孔，導(dǎo)致焊縫起弧處正面被迫擴(kuò)大形成圓形凹坑，背面形成不規(guī)則的爆破瘤.焊接結(jié)束段由于熱力同步減小，匙孔不能自由閉合，以致難以完成首尾相接的環(huán)縫焊接，需要二次補(bǔ)焊.結(jié)合等離子弧熱力耦合特性，對(duì)等離子弧耦合進(jìn)行拆解.通過(guò)對(duì)各耦合元分別調(diào)控，獲得能夠適應(yīng)穿孔焊接起弧和收弧的熱力耦.各段解耦調(diào)控過(guò)程如圖3 所示，通過(guò)控制起弧段、焊接段和收弧段離子氣流量、焊接電流、焊接速度和送絲速度等參數(shù)，實(shí)現(xiàn)環(huán)縫首尾搭接且匙孔高質(zhì)量自由閉合.t0～t2為起弧段，起弧段送絲速度、焊接速度均為0，離子氣流量和焊接電流分兩段增加，t0～t1段為起弧預(yù)熱階段，速度提升較緩，t1處電弧引燃，該段的電流值范圍為60～ 90 A，離子氣流量為1.0～ 1.5 L/min；t1～t2是上升階段，電流由預(yù)熱電流向焊接電流過(guò)渡，t2點(diǎn)焊接開(kāi)始.t2～t3為焊接段，該段離子氣流量、焊接電流、焊接速度和送絲速度保持不變，直至熄弧開(kāi)始點(diǎn)t3.所用電流為變極性電流，正負(fù)極性比為24∶4，電流比為(130～ 140)∶(160～ 170).熄弧過(guò)程在t3～t7時(shí)間內(nèi)完成，在該時(shí)間段內(nèi)，保持離子氣流量持續(xù)下降.同時(shí)，焊接電流迅速升高至特定值后再加速下降，送絲速度經(jīng)歷兩次垂直增加后下降，焊接速度也保持下降.

圖3 焊接過(guò)程參數(shù)變化Fig.3 Parameters change in welding process

1.3 微觀組織與力學(xué)性能試驗(yàn)步驟

使用線切割在工件焊縫閉合匙孔區(qū)截取金相試樣和拉伸試樣.為盡可能測(cè)得閉合匙孔區(qū)實(shí)際應(yīng)用時(shí)的拉伸性能，保留了拉伸件焊縫余高，其尺寸如圖4 所示.使用Smartproof 5 型共聚焦顯微鏡觀察了收弧處焊縫截面宏觀形貌；使用Olympus DSX500 型金相顯微鏡觀察截面微觀組織；使用HV-1MD 型轉(zhuǎn)塔式顯微鏡硬度儀測(cè)量了焊縫硬度.測(cè)量過(guò)程中，加載載荷為2 N，加載時(shí)間為10 s，測(cè)量點(diǎn)間距為0.5 mm；使用WDW-50 型萬(wàn)能電子拉伸試驗(yàn)機(jī)測(cè)量了試樣抗拉強(qiáng)度和斷后伸長(zhǎng)率，拉伸速率為1 mm/min；使用Regulus8230 型掃描電子顯微鏡觀察了拉伸件斷口形貌.

圖4 拉伸試樣尺寸(mm)Fig.4 Dimensions of the tensile samples

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 焊縫成形

作為對(duì)比，使用手工TIG 對(duì)焊縫進(jìn)行填補(bǔ)試驗(yàn).兩種方式下焊縫收弧處形貌與截面宏觀形貌如圖5 所示.采用VPPAW 收弧方式，焊縫收弧區(qū)長(zhǎng)度為25 mm，焊縫余高為1.5 mm，焊縫寬度為11.5 mm，起弧端和熄弧端連接良好，焊縫截面未見(jiàn)明顯氣孔.采用手工TIG 填補(bǔ)的方式，焊縫收弧區(qū)長(zhǎng)度為35 mm，焊縫余高為2.8 mm，焊縫寬度為13 mm，截面有較多氣孔分布，影響焊縫收弧處的結(jié)合強(qiáng)度.對(duì)比以上結(jié)果可以看出，VPPAW 收弧獲得的收弧處焊縫尺寸更小，氣孔等缺陷更少.

圖5 收弧處焊縫形貌與截面宏觀形貌Fig.5 Appearance of weld and the macroscopic appearance of cross section at arc closure.(a)VPPAW closure;(b) manual TIG filling

2.2 微觀組織

圖6 為VPPAW 收弧和TIG 填補(bǔ)兩種方式下收弧處熔合線和焊縫區(qū)微觀組織.從圖6(a)，6(c)中可以看出，手工TIG 填補(bǔ)的焊縫熱影響區(qū)長(zhǎng)度、晶粒尺寸(平均值為30.2 μm)和熔合線寬度均大于VPPAW 收弧焊縫(晶粒平均值為25.5 μm).從圖6(b)，6(d) 中可以看出，兩種方式下收弧處焊縫區(qū)組織均為等軸晶且組織結(jié)構(gòu)相同，為α(Al)相.不同的是，VPPAW 收弧焊縫區(qū)組織均勻，無(wú)明顯缺陷，而TIG 填補(bǔ)焊縫區(qū)組織可見(jiàn)明顯的分層現(xiàn)象.分層線上部晶粒相對(duì)較小，分層線下部晶粒尺寸較大.此外，在分層區(qū)有較多的氣孔分布，氣孔尺寸在10～ 100 μm 之間.兩種收弧方式下焊縫的這種差異，主要與手工TIG 填補(bǔ)匙孔過(guò)程中的多次填絲有關(guān).采用手工TIG 填補(bǔ)匙孔時(shí)，需要多次送絲，才能將匙孔填補(bǔ)完全，這種往復(fù)填補(bǔ)的方式，一方面使得填補(bǔ)區(qū)被多次加熱，導(dǎo)致該區(qū)域晶粒粗大.另一方面，先填絲層作為后填絲層的“基板層”，后填入的熔融金屬因?yàn)榧崩涠纬杉?xì)晶區(qū)，先填絲層則因受到后填入熔融金屬的熱影響而晶粒粗化，形成焊縫分層現(xiàn)象.氫氣滯留是氣孔形成的主要的原因[10].手工TIG 多次填絲工藝增加了外部含氫因子侵入熔池的概率，凝固時(shí)有更多氫氣生成.其次，先填入金屬表面生成的氧化物顆粒可能會(huì)成為氫氣的聚集區(qū)，導(dǎo)致焊縫分層處氣孔數(shù)量較高.與手工TIG 填補(bǔ)工藝不同，VPPAW 在收弧時(shí)，電弧過(guò)渡平穩(wěn)連續(xù)，不需要多次送絲，組織較為均勻.

圖6 焊縫閉合匙孔處微觀組織Fig.6 Microstructure at key hole closure of weld.(a)fusion line of VPPAW;(b) fusion area of VPPAW;(c) fusion line of the manual TIG filled keyhole;(d) fusion area of the manual TIG filled keyhole.

2.3 力學(xué)性能

測(cè)量了試樣橫截面硬度，結(jié)果如圖7 所示.VPPAW 收弧區(qū)試樣硬度平均值為78.9 HV0.2，TIG 填補(bǔ)區(qū)試樣硬度平均值為83.1 HV0.2，TIG 填補(bǔ)區(qū)硬度高于VPPAW 收弧區(qū).兩種收弧方式收弧區(qū)硬度均表現(xiàn)出熱影響區(qū)硬度下降和熔合線區(qū)硬度上升的變化趨勢(shì).不同的是，TIG 填補(bǔ)區(qū)母材硬度高于VPPAW 收弧區(qū)母材硬度，TIG 填補(bǔ)區(qū)焊縫硬度變化波動(dòng)較大，最大值為90.9 HV0.2，最小值為71.2 HV0.2.VPPAW 收弧區(qū)焊縫硬度變化波動(dòng)較小，波動(dòng)范圍為75～ 81 HV0.2.采用TIG 填補(bǔ)時(shí)需要對(duì)匙孔多次填絲，導(dǎo)致收弧區(qū)焊縫內(nèi)部存在分層現(xiàn)象，分層線上部為后填絲區(qū)，晶粒較小，硬度高.分層線下部受到熱影響，晶粒被粗化，硬度下降.TIG 填補(bǔ)區(qū)硬度高于VPPAW 收弧區(qū)可能是由于TIG 填補(bǔ)區(qū)擁有較高的位錯(cuò)密度.這是因?yàn)槭止IG 閉合匙孔時(shí)需要多次填入金屬，該區(qū)域經(jīng)歷了多次的熔化和凝固，組織尺寸較不均勻，內(nèi)部應(yīng)力較大，位錯(cuò)密度高.為保證匙孔填補(bǔ)完全，填入熔融金屬的體積較大，使得冷卻后填補(bǔ)區(qū)應(yīng)力較大.較大的應(yīng)力集中導(dǎo)致硬度升高.VPPAW 收弧為均勻過(guò)渡，焊縫組織尺寸較為均勻，硬度波動(dòng)小.以上硬度變化，與前面的組織分析結(jié)果一致.

圖7 焊縫收弧處橫截面硬度Fig.7 Cross-sectional hardness at the weld end

圖8 為VPPAW 收弧、TIG 填補(bǔ)收弧區(qū)、母材的抗拉強(qiáng)度和斷后伸長(zhǎng)率.母材抗拉強(qiáng)度為353.4 MPa，VPPAW 收弧處抗拉強(qiáng)度為329.9 MPa，TIG 填補(bǔ)區(qū)抗拉強(qiáng)度為268.4 MPa.可以看出，VPPAW 收弧的焊縫抗拉強(qiáng)度與母材較為接近，低于母材斷后伸長(zhǎng)率30.78%.而VPPAW 收弧比TIG 填補(bǔ)法的抗拉強(qiáng)度提高了22.91%，斷后伸長(zhǎng)率提高了55.24%.以上3 組試樣拉伸性能說(shuō)明采用VPPAW 收弧對(duì)母材影響程度小于TIG 填補(bǔ)對(duì)母材的影響，此結(jié)果與前面的組織分析結(jié)果一致.

圖8 焊縫收弧區(qū)抗拉強(qiáng)度和斷后伸長(zhǎng)率Fig.8 Tensile strength and elongation after fracture of weld arc closure zone

圖9 為TIG 填補(bǔ)、VPPAW 收弧兩種拉伸件的斷口形貌.從圖中可以看出，兩種試樣斷口形貌均為典型的韌性斷裂，斷口表面有較多的韌窩分布.與TIG 填補(bǔ)試樣相比，VPPAW 收弧斷口韌窩分布較為均勻連續(xù)，表面未見(jiàn)明顯缺陷.TIG 填補(bǔ)試樣斷口局部區(qū)域可見(jiàn)韌窩分布密集區(qū)，但氣孔缺陷較多，影響焊縫結(jié)合強(qiáng)度.斷口上韌窩分布密集區(qū)主要發(fā)生在焊縫分層線附近，該區(qū)域晶粒較為細(xì)小，相應(yīng)的斷裂韌性也較其他區(qū)域好.

圖9 拉伸件斷口形貌Fig.9 Fracture morphology of tensile parts.(a) VPPA closure;(b) Fig.9(a) partial magnification;(c) manual TIG filled;(d) Fig.9(c) partial magnification

3 結(jié)論

(1) 提出了氣電分離時(shí)序脈沖等離子弧鋁合金環(huán)縫收弧方法，通過(guò)調(diào)節(jié)焊接起弧、收弧策略，成功實(shí)現(xiàn)了等離子弧穿孔焊接匙孔自由閉合，獲得了收弧區(qū)成形良好的焊縫，橫截面未出現(xiàn)氣孔等缺陷，熱影響區(qū)晶粒無(wú)明顯生長(zhǎng)，熔合線晶粒細(xì)小，焊縫區(qū)組織分布均勻，為等軸晶.

(2) VPPAW 焊縫收弧處抗拉強(qiáng)度為329.9 MPa，斷后伸長(zhǎng)率為16.3%，與母材抗拉強(qiáng)度353.4 MPa 較為接近，VPPAW 收弧比TIG 填補(bǔ)法的抗拉強(qiáng)度提高了22.91%，斷后伸長(zhǎng)率提高了55.24%；VPPAW 焊縫收弧處硬度平均值為78.9 HV0.2，熱影響區(qū)硬度呈現(xiàn)下降趨勢(shì)，熔合線處硬度呈現(xiàn)升高的趨勢(shì)，焊縫區(qū)硬度變化波動(dòng)較小，波動(dòng)范圍為75 HV0.2～ 81 HV0.2.