TIG焊接電流對C24S鋁鋰合金接頭組織和性能的影響

余愛武，顧　丹，胡　藍(lán)，張　軍，齊海雁

（上海航天設(shè)備制造總廠，上海200245）

TIG焊接電流對C24S鋁鋰合金接頭組織和性能的影響

余愛武，顧丹，胡藍(lán)，張軍，齊海雁

（上海航天設(shè)備制造總廠，上海200245）

采用四種不同的焊接電流對C24S鋁鋰合金進(jìn)行TIG焊試驗(yàn)，并研究了焊縫的成形及接頭的微觀組織和力學(xué)性能。結(jié)果表明，當(dāng)焊接電流55 A時(shí)，焊接熱輸入量不足，導(dǎo)致焊縫未焊透；當(dāng)焊接電流60 A時(shí)，焊縫成形良好，接頭的組織細(xì)小，抗拉強(qiáng)度達(dá)到母材強(qiáng)度的65％；當(dāng)焊接電流繼續(xù)增加時(shí)，焊縫的寬度明顯增大，焊縫區(qū)強(qiáng)化相會大量溶解，晶粒明顯粗化，同時(shí)Li元素的蒸發(fā)及熱影響區(qū)的顯著軟化嚴(yán)重降低了接頭的力學(xué)性能。

C24S鋁合金；焊接電流；微觀組織；力學(xué)性能

0　前言

鋁鋰合金憑借其良好的減重效應(yīng)及高的比強(qiáng)度和比剛度，已在航空航天、汽車船舶以及電工電子等領(lǐng)域得到了廣泛的應(yīng)用[1-3]。目前鋁鋰合金多采用攪拌摩擦焊（FSW）來實(shí)現(xiàn)連接以避免熔焊過程中出現(xiàn)的氣孔、裂紋和接頭強(qiáng)度系數(shù)降低等現(xiàn)象[4-5]，但對于一些結(jié)構(gòu)復(fù)雜及尺寸較小的鋁鋰合金構(gòu)件，攪拌摩擦焊（FSW）也難以實(shí)現(xiàn)連接。而傳統(tǒng)的TIG焊方法以其操作方便，可達(dá)性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)，仍作為鋁鋰合金復(fù)雜件和小型件較為經(jīng)濟(jì)、有效的焊接方法，但在鋁鋰合金TIG焊時(shí)，如何選用合理的焊接參數(shù)來控制焊接熱循環(huán)溫度，是盡可能保證接頭組織并提高性能的重要前提。本研究采用了四種不同的焊接電流對C24S鋁鋰合金進(jìn)行了TIG焊實(shí)驗(yàn)，并研究分析了焊縫成形及接頭微觀組織和力學(xué)性能。

1　實(shí)驗(yàn)材料及方法

1.1實(shí)驗(yàn)材料

實(shí)驗(yàn)采用的母材為C24S-T8鋁鋰合金板材，試件尺寸200 mm×150 mm×2 mm，母材的抗拉強(qiáng)度為478 MPa。母材的組織形貌如圖1所示，母材化學(xué)成分如表1所示。

圖1　母材的微觀組織Fig.1Microstructure of base metal

表1　母材化學(xué)成分Tab.1Chemical composition of base metal％

1.2實(shí)驗(yàn)方法

焊前采用不銹鋼鋼絲刷清理試板對接面兩側(cè)氧化膜，再用丙酮清洗對接面兩側(cè)的油污。采用lincoln TIG-355交直流氬弧焊機(jī)進(jìn)行對接焊，采用單面焊雙面成形，焊接時(shí)保護(hù)氣體為純度99.99％的氬氣。焊接工藝參數(shù)見表2。焊后將焊接試件加工成標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣，在W9W-50型微機(jī)控制電子萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，拉伸速率2 mm/min；在401MVD型數(shù)字顯微硬度計(jì)上測定接頭的顯微硬度；使用4XB-TV型顯微鏡觀察接頭的微觀組織。

表2　焊接工藝參數(shù)Tab.2Welding process parameters

2　試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1焊縫形貌

圖2給出了四組焊接參數(shù)下所得焊縫的形貌。由圖2可知，采用55 A電流時(shí)，焊縫金屬并未完全熔化，焊縫根部未融合；當(dāng)增加焊接電流到60 A時(shí)，對接面完全焊透，且焊縫平整美觀；當(dāng)焊接電流繼續(xù)增大時(shí)，焊縫寬度明顯增大，且在電流為70 A時(shí)，焊縫寬度最大，部分區(qū)域發(fā)生了燒穿。

圖2　不同焊接電流下的焊縫正反面形貌Fig.2Positive and negative morphology of welded joint with different welding current

2.2焊接接頭的微觀組織

圖3為不同焊接電流下所得焊縫的微觀組織。可見，采用55 A電流焊接所得的焊縫根部未焊透；采用60 A時(shí)，接頭成形良好，焊縫區(qū)由等軸晶和等軸支晶組成，熔合區(qū)為細(xì)小的等軸晶區(qū)，熱影響區(qū)長大趨勢并不明顯；當(dāng)焊接電流達(dá)到65 A且繼續(xù)增大時(shí)，所得焊縫區(qū)的等軸晶逐漸消失，完全被粗大的等軸支晶取代，同時(shí)融合區(qū)的等軸晶區(qū)也逐漸消失，熱影響區(qū)的組織顯著粗化。

2.3焊接接頭的拉伸性能

四種焊接接頭的抗拉強(qiáng)度如表3所示。當(dāng)焊接電流為60 A時(shí)，接頭抗拉強(qiáng)度最高，為308.2 MPa，達(dá)到母材強(qiáng)度的63.3％；當(dāng)焊接電流繼續(xù)增大時(shí)，接頭的抗拉強(qiáng)度明顯降低，四組焊接接頭的斷裂位置都位于焊縫。

圖3　不同焊接電流下所得焊縫的微觀組織Fig.3Microstructure of welded joint with different welding current

表3　焊接接頭的拉伸性能Tab.3Tensile strength of welded joint with different welding wires

2.4焊接接頭的顯微硬度分布

60 A和70 A電流下所得焊接接頭的顯微硬度分布如圖4所示。由圖4可知，60 A和70 A電流下所得焊縫中心處的硬度最低，分別為91HV和80HV；遠(yuǎn)離焊縫區(qū)，接頭的硬度都呈現(xiàn)出先升高后降低然后又升高至母材的硬度。其中60 A下的焊縫在距焊縫中心1.5 mm處達(dá)到峰值121 HV，在2 mm出現(xiàn)最低值；70 A下的焊縫在距焊縫中心2 mm處達(dá)到峰值107 HV；在3 mm處出現(xiàn)最低值。說明60 A電流下所得接頭焊縫區(qū)和熱影響區(qū)的寬度明顯較窄，且焊縫整體硬度明顯高于70 A下的焊縫硬度。

圖4　不同焊絲焊接接頭的顯微硬度分布Fig.4Micro hardness distribution of welded joint with different welding wires

C24S鋁鋰合金為固溶強(qiáng)化鋁合金，其強(qiáng)化相包括T1相(Al2CuLi)、S′相(Al2CuMg)和θ′相(Al2Cu)，而起主要強(qiáng)化作用的是T1相(Al2CuLi)，所以焊后接頭中Li元素的存在形式直接影響著接頭力學(xué)性能[6-7]。Li元素的沸點(diǎn)為1 317℃，TIG焊的電弧溫度通常在6 000℃以上，合金在焊接的過程中，含Li化合物會大量溶解，并引起Li元素的蒸發(fā)，很大程度減少了焊縫中強(qiáng)化相T1(Al2CuLi)的數(shù)量，焊縫強(qiáng)度顯著降低。本實(shí)驗(yàn)中，當(dāng)焊接電流為60 A時(shí)，焊接熱循環(huán)溫度較低，焊縫中強(qiáng)化相T1的溶解和Li元素的蒸發(fā)量較小，焊縫中仍保持較多數(shù)量的強(qiáng)化相；同時(shí)，熔池金屬凝固速度快，形核率高，焊縫組織不易長大，故接頭組織為細(xì)小的等軸晶和等軸枝晶，且接頭的抗拉強(qiáng)度可達(dá)到母材強(qiáng)度的63.3％。當(dāng)焊接電流繼續(xù)增大時(shí)，焊接熱循環(huán)也隨之增大，這將導(dǎo)致焊縫中的強(qiáng)化相的進(jìn)一步溶解和Li元素的進(jìn)一步蒸發(fā)，熔池金屬形核率低，冷卻較慢，晶粒擇優(yōu)趨向顯著，晶粒尺寸粗化明顯，最終焊縫組織被粗大的等軸枝晶所占據(jù)，故接頭的抗拉強(qiáng)度和硬度比60 A下所得焊縫的力學(xué)性能降低更加顯著，同時(shí)焊縫及熱影響區(qū)的寬度也隨著焊接電流的增加而逐漸變大。

焊接接頭不同區(qū)域的顯微硬度也與強(qiáng)化相的存在形式及晶粒的尺寸相關(guān)，由于焊縫區(qū)相對于熱影響區(qū)和母材金屬來說，經(jīng)歷了高溫冶金反應(yīng)，強(qiáng)化相數(shù)量顯著減少，故焊縫區(qū)的硬度最低。

熱影響區(qū)的硬度與母材相比發(fā)生了明顯的軟化。根據(jù)擴(kuò)散第一定律得出的擴(kuò)散方程

式中De為擴(kuò)散常數(shù)；Q為擴(kuò)散激活能；R為氣體常數(shù)；T為擴(kuò)散溫度。

由式（1）、式（2）可知，當(dāng)溫度T越高時(shí)，粒子擴(kuò)散速度越快；當(dāng)溫度不變時(shí)，合金元素的擴(kuò)散速度主要由擴(kuò)散常數(shù)De和擴(kuò)散激活能Q決定。C24S合金中主要合金元素Li、Cu的擴(kuò)散系數(shù)見表4[8]。

表4　Li、Cu原子的擴(kuò)散速度Tab.4The diffusion coefficient of Li，Cu atom

由表4可知，Li原子的擴(kuò)散常數(shù)遠(yuǎn)大于Cu原子，而擴(kuò)散激活能卻小于Cu，即Li原子的擴(kuò)散速度明顯大于Cu。當(dāng)焊接電流為60 A時(shí)，接頭熱影響區(qū)經(jīng)歷了充分的加熱，Li元素?cái)U(kuò)散速度大，強(qiáng)化相的聚集長大、脫溶和析出速度均較大，從而引起了熱影響區(qū)的過時(shí)效軟化，且區(qū)域的組織與母材相比，發(fā)生了明顯的長大，故接頭的硬度在熱影響區(qū)會出現(xiàn)突降。當(dāng)焊接電流達(dá)到65 A且繼續(xù)增加到70 A，由于焊接熱循環(huán)溫度的增加，接頭熱影響區(qū)的過時(shí)效軟化現(xiàn)象和組織的粗化程度會進(jìn)一步加劇，該區(qū)域的硬度值相對于60 A電流時(shí)更低。隨著距焊縫中心距離越遠(yuǎn)，受到焊接熱循環(huán)的影響越弱，析出相長大傾向減小，硬度又升高并逐漸達(dá)到母材硬度。

[1]陳建.鋁鋰合金的性能特點(diǎn)及其在飛機(jī)中的應(yīng)用研究[J].民用飛機(jī)設(shè)計(jì)與研究，2010，23（1）：39-41.

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[8]Mondolf L F.鋁合金組織和性能[M].王祝堂譯，北京：冶金工業(yè)出版社，1988.

Effect of different welding current on microstructure and mechanical properties of C24S aluminum alloy TIG welded joint

YU Aiwu，GU Dan，HU lan，ZHANG Jun，QI Haiyan
（Shanghai Aerospace Equipments Manufacturer，Shanghai 200245，China）

C24S aluminum alloy was welded by using four kinds of welding current with TIG welding method，and the weld joint forming，the microstructure and mechanical properties of the welded joint were investigated.The results show that the welding heat input shortage results in incomplete penetration when the welding current is 55 A.When the welding current is 60 A，the appearance of weld is good，the joint microstructure is smaller and the tensile strength of the joint can reach 65％of that of the base metals.When the welding current continues to increase，the width of the weld increases significantly，the strengthening phase in the weld zone will dissolve greatly，the grains get coarsening significantly，and the evaporation of Li elements and the heat affected zone soften seriously reduce the mechanical properties of the weld joint.

C24S aluminum alloy；welding current；microstructure；mechanical properties

TG457.19

A

1001－2303（2016）03－0113-04

10.7512/j.issn.1001-2303.2016.03.24

2015－04－07；

2015－06－11

“高檔數(shù)控機(jī)床及基礎(chǔ)制造裝備”科技重大專項(xiàng)-航天大型構(gòu)件充液拉伸裝備與工藝研究資助項(xiàng)目（13-K28-028005）

余愛武（1988—），男，安徽六安人，碩士，主要從事鋁鋰合金焊接性的研究工作。