2219厚板鋁合金VPTIG焊接接頭組織及性能

丁吉坤，宋建嶺，韓國(guó)良，田龍，高澤峰

(天津航天長(zhǎng)征火箭制造有限公司，天津 300462)

0 前言

2219鋁合金是一種Al-Cu-Mn系可熱處理強(qiáng)化鋁合金，比強(qiáng)度和比剛度高，且具有較好的焊接性和抗應(yīng)力腐蝕性能，作為航天飛行器的結(jié)構(gòu)材料在世界范圍內(nèi)得到了廣泛應(yīng)用。美國(guó)從20 世紀(jì)70年代起全面替代2014鋁合金作為貯箱的主體材料，并一直沿用至今[1-3]。國(guó)內(nèi)新一代運(yùn)載火箭燃料貯箱也選用2219鋁合金作為結(jié)構(gòu)主體材料。

現(xiàn)役火箭燃料貯箱主要為焊接結(jié)構(gòu)，焊接厚度范圍為4～11 mm。根據(jù)2219鋁合金貯箱的特點(diǎn)，國(guó)內(nèi)普遍采用 “氦弧打底+氬弧蓋面”的TIG焊接工藝進(jìn)行焊接，該工藝可實(shí)現(xiàn)11 mm以下厚度的2219鋁合金不開(kāi)坡口單面焊雙面成形，滿足了貯箱焊接要求。隨著國(guó)內(nèi)航天事業(yè)的發(fā)展，研制新型大推力載人運(yùn)載火箭的要求迫在眉睫，焊接結(jié)構(gòu)也朝著高強(qiáng)度、大厚度方向發(fā)展，如新一代載人登月運(yùn)載火箭為滿足尾艙一體化設(shè)計(jì)的強(qiáng)度要求，將一級(jí)燃箱的焊接厚度設(shè)計(jì)為15 mm，若采用前述TIG焊接工藝，打底焊接時(shí)無(wú)法實(shí)現(xiàn)15 mm厚度不開(kāi)坡口一次焊透，若采用開(kāi)傳統(tǒng)坡口的TIG焊工藝，則存在填充金屬多、熱輸入過(guò)大、焊接變形不易控制、生產(chǎn)效率低等諸多問(wèn)題，因此需要設(shè)計(jì)開(kāi)發(fā)新的工藝方法，以滿足大厚度2219鋁合金的焊接要求。文中針對(duì)15 mm厚度的2219鋁合金開(kāi)展了焊接工藝試驗(yàn)，提出了一種適用于大厚度鋁合金焊接的工藝方法，對(duì)焊接接頭的力學(xué)性能和組織進(jìn)行了分析，為工程應(yīng)用提供參考。

1 試驗(yàn)材料及方法

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)材料2219鋁合金試板，尺寸為300 mm×170 mm×15 mm，熱處理狀態(tài)為C10S，C10S 態(tài)接近美國(guó)的T87(固溶處理后經(jīng)7% 的冷加工變形然后人工時(shí)效)，但冷變形量為10%左右[4]。母材成分見(jiàn)表1，母材力學(xué)性能見(jiàn)表2。焊絲選用ER2325光亮焊絲，焊絲直徑φ1.6 mm，保護(hù)氣為99.999%高純氬氣和氦氣。

表1 2219鋁合金的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)

表2 母材力學(xué)性能

1.2 試驗(yàn)方法

采用Dynasty700變極性焊接電源對(duì)試板進(jìn)行對(duì)接焊試驗(yàn)，焊后對(duì)接頭進(jìn)行取樣進(jìn)行組織性能分析，取樣位置如圖1所示。依據(jù)GB/T 228—2010《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》標(biāo)準(zhǔn)加工拉伸試驗(yàn)試樣，保留接頭焊縫正面余高，背部焊漏修整至1.5～2 mm高度，試樣尺寸如圖2所示，通過(guò)萬(wàn)能拉伸試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行拉伸試驗(yàn)測(cè)試接頭常溫力學(xué)拉伸性能；沿焊縫截面裁切金相試樣，經(jīng)研磨、拋光后進(jìn)采用Keller試劑腐蝕，分析接頭組織形貌。

圖1 試驗(yàn)試樣取樣位置

圖2 拉伸試樣尺寸

1.3 焊接工藝設(shè)計(jì)

1.3.1接頭的設(shè)計(jì)思路

按照鋁合金焊接常用規(guī)范，當(dāng)焊接超過(guò)10 mm的厚板時(shí)需要開(kāi)坡口，常采用的坡口形式為V形、X形、U形等。坡口形式的選擇需要綜合考慮生產(chǎn)現(xiàn)場(chǎng)的加工條件、焊接工況、焊接方法、焊接變形控制及生產(chǎn)效率等問(wèn)題?；鸺A箱焊接普遍采用“打底+蓋面”形式的鎢極氬弧焊工藝，15 mm厚度產(chǎn)品實(shí)際焊接生產(chǎn)過(guò)程采用傳統(tǒng)的坡口形式存在諸多弊端。

若采用V形坡口，由于焊道兩側(cè)為斜坡，而且坡度較大，在進(jìn)行打底焊接時(shí)，很容易在鈍邊兩側(cè)的根部出現(xiàn)熔不透的情況；若采用X形坡口，需要進(jìn)行雙面焊接，產(chǎn)品背部施焊的可達(dá)性較差，頻繁的翻轉(zhuǎn)也嚴(yán)重影響勞動(dòng)生產(chǎn)率。若采用傳統(tǒng)的U形坡口，由于鈍邊較小(2～3 mm)，需要進(jìn)行3～4層以上的焊接才能填滿熔池，不利于焊接變形的控制，同時(shí)焊接熱輸入的增加會(huì)降低接頭性能，而且由于坡面角度較小，在進(jìn)行厚板焊接時(shí)會(huì)出現(xiàn)打底焊接時(shí)坡面根部熔不透的情況。

基于上述思路，文中設(shè)計(jì)出一種新型坡口形式，如圖3所示，該坡口在傳統(tǒng)坡口形式的基礎(chǔ)上進(jìn)行了改進(jìn)，考慮到氦弧焊可實(shí)現(xiàn)不開(kāi)坡口一次性焊透10～12 mm鋁板，將鈍邊高度設(shè)計(jì)為10 mm，采用大鈍邊設(shè)計(jì)的坡口可大大減少焊接層數(shù)和焊絲填充量，同時(shí)坡口底部有8 mm寬的平臺(tái)，兩側(cè)采用R5圓弧進(jìn)行過(guò)渡，有利于根部熔合。

圖3 改進(jìn)后的U形坡口

1.3.2焊接工藝規(guī)范

TIG焊接工藝需要控制的關(guān)鍵參數(shù)主要包括焊接電流、焊接速度、電弧電壓、送絲速度。通過(guò)前期工藝摸索，制定15 mm厚2219鋁合金變極性TIG焊接規(guī)范，見(jiàn)表3。

表3 15 mm厚度鋁板單面三層VPTIG焊接規(guī)范

焊接工藝采用“打底+蓋面1+蓋面2”的單面三層自動(dòng)TIG焊方法，背部采用剛性帶焊漏槽的墊板支撐，單面焊雙面成形，背部無(wú)需封底焊接。其中，打底焊采用氦弧直流焊不填絲，蓋面焊采用低頻脈沖氬弧交流焊，為保證焊縫正面成形，采用兩層蓋面焊接。打底焊保證焊透，第一層蓋面增大焊接熱輸入，保證與打底焊道及兩側(cè)壁良好熔合；第二層蓋面淺而寬，保證向兩側(cè)母材圓環(huán)過(guò)渡，單道焊可覆蓋18 mm的坡口寬度，焊接工藝示意圖如圖4所示。

圖4 單面三層自動(dòng)焊工藝示意圖

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 焊縫成形

焊后觀察典型接頭焊縫成形情況，如圖5所示，可看到焊縫正面魚(yú)鱗紋美觀，背部焊漏均勻飽滿。由此可見(jiàn)，借助于打底氦弧的高穿透性，該新型坡口的大鈍邊設(shè)計(jì)使得焊道經(jīng)過(guò)一層打底+兩層蓋面即可填滿，且形成飽滿的背部焊漏。測(cè)量焊縫正面寬度范圍為20～21 mm，背部焊漏寬度范圍為7～9 mm，波動(dòng)范圍較小，均小于15%。在工程實(shí)際應(yīng)用中，焊縫寬度在15%波動(dòng)范圍內(nèi)均可以滿足實(shí)際應(yīng)用要求。焊后經(jīng)X光檢測(cè)整條焊縫內(nèi)部無(wú)氣孔、夾雜及裂紋等缺陷，X光底片呈“白片”，如圖6所示，達(dá)到一級(jí)焊縫質(zhì)量標(biāo)準(zhǔn)。

圖5 典型接頭焊縫成形

圖6 焊縫X光片

2.2 焊接接頭組織

圖7所示為接頭截面宏觀形貌，可以觀察到焊縫明顯的分成打底、蓋面1、蓋面2三層。結(jié)合圖3與圖7可得出，由于坡口采用了10 mm的鈍邊，打底焊很好的穿透了母材金屬，保證打底焊縫窄而深；坡口底部設(shè)計(jì)的8 mm寬的平臺(tái)以及R5過(guò)渡圓弧保證了蓋面1與打底層的良好熔合，且能保證蓋面1寬度大于打底層，避免了接頭薄弱區(qū)的重合；10 mm的坡口寬度在蓋面焊的最大寬度范圍內(nèi)，既保證蓋面2能夠覆蓋整個(gè)坡口整個(gè)寬度，同時(shí)也避免了蓋面1和蓋面2的薄弱區(qū)的重合。

圖7 焊接接頭宏觀形貌

焊接接頭微觀組織形貌如圖8所示，一個(gè)完整的焊接接頭包括焊縫區(qū)(WM)、熔合區(qū)(又稱部分熔化區(qū)，PMZ)、熱影響區(qū)(HAZ)和母材(BM)。

圖8d、圖8h中可以看出母材晶粒呈粗大的板條狀，表現(xiàn)出明顯的方向性，這與母材的軋制成形工藝有關(guān)。在母材基體上彌散分布著大量的細(xì)小的第二相顆粒，起到沉淀強(qiáng)化的作用。

圖8a打底焊縫和圖8e蓋面焊縫均呈現(xiàn)出均勻的等軸樹(shù)枝晶組織，這是由于焊縫中心的溫度梯度很低，易在液相中形成很寬的成分過(guò)冷區(qū)，從而在液相內(nèi)部生核產(chǎn)生新的晶粒，這些晶粒四周不受阻礙可自由成長(zhǎng)為等軸晶。蓋面焊縫比打底焊縫晶粒更加細(xì)小密集，一是由于蓋面焊時(shí)加填焊絲，焊絲成分中的Ti，Zr等合金元素促進(jìn)了焊縫金屬的非均質(zhì)形核，起到細(xì)化晶粒的作用，二是由于蓋面時(shí)低頻脈沖電流對(duì)熔池有攪拌作用，能夠使枝晶破碎，增加晶核數(shù)量，同樣有助于細(xì)化晶粒組織[5]。

熔合區(qū)金屬發(fā)生了部分熔化，從圖8b和圖8f中，可以明顯看到熔合區(qū)組織分布不均，靠近焊縫區(qū)域?yàn)橹鶢罹?，逐漸過(guò)渡到靠近熱影響區(qū)的等軸晶，晶粒大小不一導(dǎo)致該區(qū)域具有一定的奇異性，性能薄弱。特別注意的是，在熔化邊界存在一個(gè)狹小的非枝晶等軸區(qū)(EQZ)，按照Gutierez等人[6]理論，該區(qū)域的形成是由于焊縫熔化邊界附近冷的液體不與熱的熔池相混合，熔池邊界附近的異質(zhì)顆粒留存下來(lái)成為異質(zhì)形核的晶核，從而形成了非枝晶等軸區(qū)。緊鄰熔合區(qū)的熱影響區(qū)組織受到焊接熱循環(huán)的影響，晶粒發(fā)生了明顯長(zhǎng)大。

圖8 焊接接頭微觀組織

2.3 焊接接頭力學(xué)性能

焊后共選取16個(gè)拉伸試樣進(jìn)行力學(xué)拉伸試驗(yàn)，表4列出了所有試樣的拉伸數(shù)據(jù)，從表中看出，焊接接頭常溫抗拉強(qiáng)度為272～295 MPa，平均值為285 MPa，平均強(qiáng)度系數(shù)0.6，斷后伸長(zhǎng)率為3.5%～5%，平均斷后伸長(zhǎng)率為4.2%。

表4 焊接接頭拉伸性能

觀察接頭試樣宏觀斷口，如圖9所示，可以看出接頭均從背部打底焊縫熔合區(qū)根部起裂，沿打底和蓋面焊縫的熔合區(qū)擴(kuò)展至焊縫正面斷裂，說(shuō)明在拉伸試驗(yàn)時(shí)熔合區(qū)是整個(gè)接頭的薄弱地帶。

圖9 焊接接頭宏觀斷裂形貌

選取接頭的打底層，按照從焊縫中心向母材的方向進(jìn)行顯微硬度測(cè)試，測(cè)試接頭各分區(qū)的硬度值變化趨勢(shì)，根據(jù)測(cè)試結(jié)果繪制硬度分布曲線。如圖10所示，焊縫區(qū)硬度值最低，到熔合區(qū)附近硬度迅速升高至接近于熱影響區(qū)的粗晶區(qū)硬度，在過(guò)時(shí)效區(qū)硬度值又迅速下降，隨后又逐漸恢復(fù)到母材硬度值。圖中可以看出熔合區(qū)硬度分布嚴(yán)重不均，存在硬度值的突變現(xiàn)象，這與熔合區(qū)金相組織不均勻有關(guān)，這種不均勻性會(huì)嚴(yán)重影響熔合區(qū)的力學(xué)性能。

圖10 焊接接頭硬度曲線

由于熔合區(qū)金屬發(fā)生部分熔化，金屬在熔化和凝固過(guò)程中勢(shì)必會(huì)發(fā)生溶質(zhì)成分偏析。下面結(jié)合圖11所示的熔合區(qū)局部顯微組織形貌作進(jìn)一步分析。從圖中可以發(fā)現(xiàn)，沿著熔合區(qū)晶界分布著灰色的網(wǎng)狀共晶相，在晶粒內(nèi)部分布著黑色的顆粒狀共晶相，在共晶相周?chē)鷦t分布著貧銅的α相帶，說(shuō)明金屬凝固過(guò)程中，在晶界和晶內(nèi)均發(fā)生了溶質(zhì)元素的偏析，熔合區(qū)包含了質(zhì)地較軟的α相和硬而脆的共晶相的混合組織，兩相化學(xué)成分的不均勻性會(huì)導(dǎo)致性能上不均勻性。因此，熔合區(qū)成為焊接接頭的薄弱區(qū)域，接頭在進(jìn)行拉伸試驗(yàn)時(shí)沿熔合區(qū)發(fā)生斷裂[7-8]。

圖11 熔合區(qū)組織局部形貌

3 結(jié)論

(1)通過(guò)采用改進(jìn)的坡口形式，優(yōu)選“打底+蓋面1+蓋面2”的焊接工藝，可實(shí)現(xiàn)15 mm厚2219鋁合金單面焊雙面成形，焊縫尺寸均勻，成形美觀，焊縫質(zhì)量達(dá)到一級(jí)焊縫水平。

(2)焊縫中心組織為均勻等軸樹(shù)枝晶，蓋面焊縫比打底焊縫晶粒更加細(xì)小密集，熔合區(qū)中組織晶粒大小不一，其中在熔化邊界存在一個(gè)狹小的非枝晶等軸區(qū)，熱影響區(qū)晶粒則發(fā)生了明顯的長(zhǎng)大。

(3)接頭常溫抗拉強(qiáng)度能達(dá)到母材的60%，斷后伸長(zhǎng)率大于4%，滿足設(shè)計(jì)要求。斷裂時(shí)沿打底焊縫熔合區(qū)根部起裂，沿打底和蓋面焊縫的熔合區(qū)擴(kuò)展至焊縫正面，與熔合區(qū)組織不均勻、溶質(zhì)偏析造成熔合區(qū)性能薄弱有關(guān)。