雙絲三電弧鋁合金熔絲成形性*

劉 丹

(1. 沈陽工業大學 材料科學與工程學院， 沈陽 110870； 2. 遼寧機電職業技術學院 材料工程系， 遼寧 丹東 118000)

隨著世界制造業的快速發展，作為制造業支柱產業的焊接技術已進入高速發展階段，新的焊接工藝方法不斷涌現，水平不斷提高，專業焊接設備日新月異，對現有焊接技術的改型與復合是現代焊接行業發展的主要方向之一.輕質合金在航空工業中的應用越發廣泛，對鋁合金的焊接質量要求也趨于自動化、高效化、清潔化和精密化.然而，焊接熱輸入直接影響鋁合金的焊接質量，接頭極易出現軟化和變形，因此，降低焊接接頭的熱輸入有利于提高鋁合金的熔絲質量[1].傳統鋁合金電弧熔絲工藝中熔絲電流直接流入工件[2].本文針對一種全新的電弧熔絲制造方法——雙絲三電弧方法，通過單獨調節流入工件的電流比例，以獲得最大化的熔絲效率和最小化的輸入工件電流，并探討了雙絲三電弧對鋁合金電弧熔絲制造的適應性.

1 實驗原理與設備

1.1 實驗原理

圖1為雙絲三電弧熔絲原理示意圖.圖1中W1、W2為兩個熔絲，流經兩熔絲的峰值電流分別為IW1、IW2；PPS1、PPS2為直流脈沖恒定電壓電源，且分別控制主路電弧A1、A2，兩個電弧交替燃燒和熄滅，其電流波形相同，但相位相差180°；VPPS為變極性恒定電流電源，可控制流經第三電弧A3的電流IA3.

當電流由W1流向工件時，A1電弧工作，A2斷弧，此時IW1分別流經電弧A1和A3，通過調節A3電流IA3的大小來控制流經工件的電流IA1；當電流反向即由W2流向工件時，A2電弧工作，A1斷弧，此時IA3反向，同樣可以通過調節IA3來控制流經工件的電流IA2.由于第三電弧A3的存在，流經工件的電流小于用于熔化焊絲的電流，即IA1

圖1 雙絲三電弧熔絲原理示意圖Fig.1 Schematic principle diagram of fusing wires with tri-arc double wires

(1)

IA2=IW2-IA3

(2)

I4=IA1=IA2

(3)

1.2 實驗設備

實驗所用設備為深圳瑞凌公司生產的Tri-arc DW焊接系統，母材選用厚度為5 mm的A5356鋁合金板，選用直徑為1.6 mm的ER5356鋁合金熔絲，保護氣體選用純氬氣.實驗中兩個熔絲縱向排列，兩焊絲各自獨立送氣，且參數設置相同，具體數值如表1所示.

表1 參數設置Tab.1 Setting of parameters

2 結果與分析

2.1 熔絲成形性的影響因素

2.1.1 送絲速度對熔敷率和成形系數的影響

雙絲三電弧峰值電流是通過調節送絲速度Vm進行控制的.不同送絲速度對應的峰值電流如圖2所示.由圖2可見，送絲速度與峰值電流大體呈現簡單的線性關系.因此，通過增加送絲速度可以提高峰值電流.

表2為雙絲三電弧鋁合金熔絲峰值電流對應的熔敷率和成形系數.圖3為雙絲三電弧鋁合金熔絲送絲速度與熔敷率和成形系數的關系曲線.結合表2和圖3可知，熔絲熔敷率隨峰值電流的變大而變大，且二者基本呈線性關系.熔絲成形系數隨峰值電流的變大卻呈現先降低后升高的變化趨勢.當峰值電流處于216～236 A時，成形系數較小.此外，當送絲速度大于7 m/min時，電弧發生斷弧、爆絲，熔絲過程不穩定.

圖2 不同送絲速度對應的峰值電流Fig.2 Peak current responding to different feeding speed

表2 雙絲三電弧熔絲的峰值電流、熔敷率和成形系數Tab.2 Peak current，deposition rate and forming coefficientof fusing wires with tri-arc double wires

圖3 雙絲三電弧熔絲的送絲速度、熔敷率和成形系數曲線Fig.3 Curves of feeding speed，deposition rate and formingcoefficient of fusing wires with tri-arc double wires

2.1.2 A3弧電流對應力和變形的影響

熔絲的應力與變形是產生裂紋的最主要原因，變形的產生主要歸因于局部加熱引起的應力分布不均[3-5]，應力來源主要為由熱應力和熱影響區的晶粒比體積變化帶來的相變應力，且應力隨著熱輸入的增加而增加.影響應力變化的主要參數為工件的熱輸入電流I4，隨著I4的增加，應力與變形也相應增加，而通過調節IA3值大小可以改變I4，因此，IA3直接影響了應力和變形的產生.峰值電流全部用來熔化熔絲，但并非全部經過工件，因而理論上IA3的存在會減小應力的產生.

IA3值對熔絲形貌影響最大的是熔深的變化.不同A3弧電流下熱影響區橫截面大小明顯不同，IA3越小，工件熱影響區面積越大(見圖4)，因而適當增大IA3可以降低熱影響區面積.熱影響區越小越有助于晶粒細化，同時晶粒比體積和熱應力的變化也會隨之降低，從而可在最大程度上減少應力與變形的發生[6].

圖5為不同A3弧電流下的對接熔絲橫截面.由圖5可見，當IA3為零時，工件變形明顯.當IA3為35 A時，工件變形得到改善，這是因為IA3的增加會減少流入工件的電流，同時熱應力與熱影響區面積也相應減少，從而降低了塑性變形的發生，提高了加工質量.

圖4 不同A3弧電流下的熔絲堆焊截面Fig.4 Surfacing sections of fusing wires under different A3 current

圖5 不同A3弧電流下的對接熔絲橫截面Fig.5 Cross sections of butt weld under different A3 current

另外，IA3還會影響電弧燃燒狀態.電弧是否能夠穩定燃燒對熔絲質量具有直接影響，且對應力、應變也存在一定影響.峰值電流受送絲速度控制.當鋁合金的峰值電流處于216～236 A之間時，工件才能正常工作，超出這個范圍則將出現熔絲爆斷等問題.

2.2 氧化膜陰極清理的影響因素

陰極清理是指在鋁合金電弧熔絲過程中，陰極斑點自動尋找氧化膜并將其去除的作用[7].陰極清理直接影響鋁合金熔絲質量的好壞，在工件連接負極時，氧化膜為電子的發射源.雙絲三電弧采用直流反極性接法，工件連接負極，雖然兩個電弧的電流交替變換而且方向相反，但在高頻變換下流經工件的電流相當于直流電流，理論上陰極清理作用成立.

2.2.1 送絲速度的影響

不同送絲速度下的陰極清理效果如圖6所示.由圖6可見，當送絲速度Vm增加時，陰極清理區寬度變大，氧化膜清理效果明顯.增大送絲速度等同于增加峰值電流，當IA3一定時，流經工件的電流I4隨之增加，使得陰極斑點數量增多，因而加大了陰極清理區寬度[8].但陰極清理區寬度并非隨Vm的增加呈線性增加，這主要是因為Vm的升高提高了熔絲的熔化數量，導致熔寬迅速增加，隨著Vm的增加，熔寬的增加速度大于陰極清理區寬度的增加速度，即熔寬會超過陰極清理區寬度，使得陰極破碎區域無法覆蓋整個熔寬，因而相應的陰極清理效果隨之減弱.

圖6 不同送絲速度下的陰極清理效果Fig.6 Cathode cleaning effect under different feeding speeds

2.2.2 A3弧電流的影響

陰極清理區寬度能夠反映出清理效果的好壞.圖7為不同IA3下的陰極清理效果.由圖7可以看出，IA3越小，陰極清理區寬度越大，陰極清理效果也越好.當增大IA3時，雖然峰值電流未發生變化，卻可使流經工件的電流I3減少，而陰極斑點的數量與I4值成正比[9]，I4減小可使陰極斑點數量減少.陰極斑點的清理過程是從內部向外部進行的，陰極斑點數量的減少會影響清理范圍，可見，IA3值的增加可對陰極清理效果起到反面作用.

圖7 不同A3弧電流下的陰極清理效果Fig.7 Cathode cleaning effect under different A3 current

2.2.3 電極端部至工件表面距離的影響

影響陰極清理效果的因素還包括電極端部到工件表面的距離h.普通碳鋼的h設置在20 mm左右，h的設置既要保證鋁合金的熔絲質量，還要保證鋁合金工件表面的陰極清理效果.圖8為不同h值下的陰極清理效果.當h為20 mm時，氧化膜覆蓋焊縫表面，表明陰極斑點尚未形成，因而尚未產生陰極清理效果；當h為18 mm時，陰極清理區主要為焊縫中心區域，且并未覆蓋所有焊縫，因此，焊縫邊緣存在氧化物殘留；當h為14 mm時，陰極清理效果顯著，陰極清理區已經覆蓋整個焊縫，但仍有少量氧化顆粒存在；當h不高于12 mm時，陰極清理更為集中，且不存在氧化顆粒殘留.雖然h越小，陰極清理效果越好，但當h小于8 mm時，由于導電嘴離工件太近，電弧燃燒時被壓得很扁，再加上A3弧對主路電弧產生拖拽作用，熔絲過程中會出現電弧不穩定燃燒現象，從而導致堵絲現象嚴重，因此，進行鋁合金熔絲時，h應設置在9～14 mm之間.

圖8 不同h值下的陰極清理效果Fig.8 Cathode cleaning effect under different h values

2.2.4 Ar純度的影響

圖9為Ar純度對陰極清理效果的影響.由圖9可見，采用精Ar(純度不低于99.999%)保護的陰極清理寬度和效果明顯好于采用普通純Ar(純度不低于99.99%)保護的情況.采用普通純Ar保護的焊縫表面仍存在極少的氧化顆粒未去除，而使用精Ar保護的焊縫表面陰極清理效果比較徹底，陰極清理區寬度也更寬，焊縫表面也更加干凈光亮.純Ar保護時陰極斑點的清理效率比精Ar保護時的效率低，這是因為當精Ar保護下陰極斑點已經清理干凈時，純Ar保護時依然具有殘余氧化物存在，使得陰極斑點需要繼續清理焊縫內部氧化物，而不會向外擴展尋找氧化物.采用精Ar保護焊接時，由于陰極清理效率較高，焊縫內部氧化物較少，陰極斑點會繼續向外部尋找氧化物，因而在精Ar保護下進行焊接時的陰極清理區寬度要大于普通純Ar保護的情況.

圖9 不同Ar純度下的陰極清理效果Fig.9 Cathode cleaning effect under different Ar purity

2.3 力學性能

2.3.1 焊接接頭的拉伸性能

表3為不同A3弧電流下焊接接頭的抗拉強度與伸長率.為了更加直觀地表征不同IA3下焊接接頭的抗拉強度與伸長率的變化情況，可將表3中的平均值數據繪制為曲線，結果如圖10所示.結合表3和圖10可見，當升高IA3值時，焊接接頭的抗拉強度與伸長率呈現先上升后下降的變化趨勢，這是因為當增大IA3時，工件熱輸入相應減少，使得過熱區的晶粒粗大程度減少.但隨著IA3的進一步升高，電弧穩定性受到影響，導致焊接接頭部分出現嚴重偏析、晶粒粗大與軟化現象，因而焊接接頭的抗拉強度與伸長率降低.當送絲速度為6 m/min、IA3為35 A時，熔絲電弧最穩定，熔絲質量最佳，與未添加A3弧電流的情況相比，焊接接頭的平均抗拉強度增加了19 MPa，平均伸長率增加了2.89%.

表3 不同A3弧電流下焊接接頭的抗拉強度與伸長率Tab.3 Tensile strength and elongation of welding joints under different A3 current

圖10 不同A3電流下焊接接頭的抗拉強度與伸長率曲線Fig.10 Curves of tensile strength and elongation of welding joints with different A3 current

2.3.2 焊接接頭的顯微硬度

圖11為不同A3弧電流下焊接接頭的顯微硬度分布.由圖11可見，整體上焊接接頭硬度分布呈現上升、下降、再上升至平緩的變化趨勢.在最大熔深處，當IA3為零時，硬度值總體上較低，這主要是因為低熔點元素Mg在高熱量輸入下被燒損，導致固溶強化相數量減少，因而強化作用減弱.當距焊縫中心距離為4 mm時，焊接接頭硬度出現第一個峰值.當距焊縫中心距離為7 mm時，焊接接頭硬度降為最小，這是由于在焊接熱循環作用下，熔合區發生偏析而過熱區發生過熱軟化的緣故.

圖11 不同A3弧電流下的維氏硬度曲線Fig.11 Curves of Vickers hardness under different A3 current

另外，隨著IA3的增大，熱影響區硬度增大，工件熱輸入越少，焊接接頭軟化現象降低[10].但IA3值不宜過大，雖然增加IA3可以減小焊接接頭的軟化趨勢，但保證焊接過程的穩定性避免其他焊接缺陷更為重要，硬度測試結果表明，最佳IA3值為35 A.

3 結 論

通過改變工藝參數對焊縫形貌進行分析，找出影響雙絲三電弧鋁合金熔絲成形性的主要因素，并得出以下結論：

1) 當峰值電流處于216～236 A時，成形系數較小，當送絲速度大于7 m/min時，電弧會發生斷弧、爆絲，熔絲過程不穩定.

2) A3弧電流值的增加可以降低工件的熱輸入，減小熱影響區面積，從而改善工件變形.

3) A3弧電流值的增加會使陰極清理效果減弱；當電極端部至工件表面距離在9～14 mm之間時，清理效果最佳；采用精Ar保護的焊縫表面陰極清理效果好于普通純Ar保護的情況.

4) 當送絲速度為6 m/min、A3弧電流為35 A時，熔絲電弧最穩定，熔絲質量最佳，與未添加A3弧電流的情況相比，焊接接頭的平均抗拉強度增加了19 MPa，平均伸長率增加了2.89%.