6005A-T6鋁合金高速脈沖MIG焊焊補接頭的組織和性能

但楚臣，丁成鋼，趙秩磊，郭超超，崔 旭

（1.中車四方機車車輛有限公司，山東青島266111；2.大連交通大學，遼寧大連116028）

0 前言

由于鋁合金材料本身的物理及焊接特性，高速鐵路鋁合金新造產品及部分高鐵配套產品返廠A4/A5修過程中經常遇到產品裂紋、焊接未熔合、氣孔及表面嚴重磕碰、劃傷等質量問題[1]。為了節約生產制造成本，需制定合理的焊接修復工藝，以滿足產品后續使用運行的質量要求。現行焊補工藝多采用挖除缺陷后用TIG或MIG進行焊補，國外對鋁合金焊補的研究多集中在焊接工藝方法、焊接參數和焊補次數對接頭的組織和性能的影響方面[2-6]。本研究采用快速熱啟動RTS（rapid thermal start）的焊補工藝方案（即在焊接起始端進行快速的感應加熱）進行焊接接頭的一次補焊，對比分析其與常規補焊接頭組織和性能的差異及特點，并研究焊補次數對接頭組織和性能的影響規律，為選擇合理的6005AT6鋁合金補焊修復新工藝提供實驗數據和理論依據。

1 試驗材料和方法

選用6mm厚的6005A-T6鋁合金板作為母材，其熱處理制度為：固溶處理（560℃/30 min）+人工時效（180℃/10 h）。試驗板尺寸為1 000 mm×150 mm×6 mm，母材的化學成分和力學性能分別如表1、表2所示。

表1 6005A-T6鋁合金板化學成分Table 1 Chemical composition of 6005A-T6 aluminum alloy plate %

表2 6005A-T6鋁合金板的力學性能Table 2 Mechanical properties of 6005A-T6 aluminum alloy plate

選用ER5356（safra）φ1.2 mm規格的焊絲進行6005A-T6鋁合金的焊接和焊補。ER5356焊絲熔敷金屬的化學成分如表3所示。焊接和焊補時的保護氣體為Ar氣，氣體純度為99.999%，氣體流量為20 L/min。

表3 ER5356焊絲熔敷金屬的化學成分Table 3 Chemical composition of deposited metal for ER-5356 welding wire %

參照EN ISO 17639“焊接接頭的宏觀和微觀檢驗”標準的規定，用DMi8型萊卡金相顯微鏡觀察焊接（焊補）接頭的微觀形貌，并研究其組織特征。

用帕納科Empyrean-X射線衍射儀檢測焊接接頭金相試樣的焊縫成分，以確定焊縫中的物相組成。

依據EN ISO4136-2011“熔化焊接頭拉伸試驗”標準規定加工拉伸試驗試樣，用微機控制WDW-300E型電子式萬能試驗機測定焊接（焊補）接頭的抗拉強度。采用JSM-6700F型場發射掃描電鏡觀察拉伸標準試樣斷口，并進行EDS能譜分析。

參照EN ISO5173-2010“焊接接頭彎曲試驗”標準規定加工彎曲試驗試樣，在微機控制WDW-300E型電子式萬能試驗機上進行焊接（焊補）接頭的彎曲試驗，評定焊縫塑性，彎曲試樣包括2個正彎試樣和2個背彎試樣。

參照ENISO9015-2“焊接接頭顯微硬度試驗”標準的規定，用HVS-1000型顯微硬度儀測試接頭的顯微硬度，載荷100 g，分析接頭軟化區的特征。

試樣的編號和工況條件如表4所示。

表4 試樣編號和工況條件Table 4 Specimen number and operating conditions

3 試驗結果與分析

3.1 焊接接頭的組織及分析

焊補后，原始焊縫的顯微組織如圖1所示。原始焊縫中心組織為樹枝晶和等軸樹枝晶，晶粒細小（見圖1a），隨著焊補次數的增加，多次熱輸入導致α-Al基體晶粒長大，但仍是等軸樹枝晶和樹枝晶形態。經三次補焊的焊縫微觀組織晶粒惡化、粗化現象更為嚴重，有較多平衡相（Mg2Si、Al0.7Fe3Si0.3）析出，X 射線衍射分析結果如圖2所示。

焊縫交界區域的組織形貌如圖3所示，補焊的新焊縫和原始焊縫有明顯界限和區別。焊補時液態熔池由于受到未熔化的原始焊縫限制，該區域化學成分不均勻，產生了黑色沉淀物。焊補后的原始焊縫受到焊接熱輸入的影響，原始焊縫中的第二相溶解于α-Al固溶體中，并且α-Al晶粒長大，在快速冷卻條件下又抑制了第二相粒子的重新析出，導致形成網狀結構組織，在焊補焊縫和原始焊縫的交界處存在氣孔缺陷。值得注意的是，RTS一次焊補后，組織粗化、老化程度較低，氣孔敏感性較小。

圖1 原始焊縫的組織（焊補后）Fig.1 Microstructure of the original weld(after welding repair)

3.2 焊接接頭的力學性能測試結果與分析

焊接接頭的拉伸試驗結果如表5所示。A0試樣焊接接頭的抗拉強度與母材相比有所下降，母材的抗拉強度實測值為289 MPa（標準值304～317MPa），強度系數約為63%。A1和AN1試樣的焊接接頭的抗拉強度較A0有所下降，其中AN1的平均抗拉強度系數（0.61）略高于 A1（0.58），三次焊補后，強度系數降至到0.45。

圖2 焊縫金屬X射線衍射結果Fig.2 X-ray diffraction results of weld metal

圖3 焊縫交界區域組織Fig.3 Microstructure of weld metal interface

表5 焊接接頭拉伸試驗結果Table 5 Tensile test results of welded joint

彎曲試驗結果表明，彎曲角度為180°時，除三次焊補試樣外，無論正彎還是背彎試驗，彎曲受拉面均未發現裂紋，說明原始及一次、二次焊補接頭都具有良好的塑性。

A1和AN1拉伸試樣的宏觀和微觀SEM斷口形貌如圖4所示。

圖4 A1、AN1試樣拉伸斷口SEM形貌Fig.4 SEM morphology of A1，AN1 specimen tensile fracture

由圖4可知，與普通一次焊補相比，RTS一次焊補的氣孔明顯減少，且斷口呈明顯韌窩狀，為典型的韌性斷裂。

3.3 焊接接頭的顯微硬度分析

A0、A1、AN1、A3 試樣焊接接頭的硬度分布如圖5所示，原始熱影響區存在較明顯的軟化區。A0試樣熱影響區的最低硬度值為57 HV，焊縫區域的最低硬度值為62 HV。A1試樣熱影響區的最低硬度值為53 HV，焊縫區域的最低硬度值為60 HV。AN1試樣熱影響區的最低硬度值為58 HV，焊縫區域的最低硬度值為63 HV。A2試樣熱影響區的最低硬度值為54 HV，焊縫的最低硬度值為58 HV。A3試樣熱影響區的最低硬度值為53 HV，焊縫的最低硬度值為57 HV。比較焊補接頭各區域的硬度及其分布規律發現，硬度曲線中的低硬度值均出現在原始熱影響區（過時效軟化區）及原始焊縫與焊補焊縫的交界處，接頭硬度的最低值出現在原始接頭的熱影響區，熔合區附近的固溶區硬度梯度較大。這兩個區域是焊接接頭的薄弱區域。

4 結論

（1）采用ER5356焊絲進行6mm厚6005A-T6鋁合金板的焊接并進行了普通一次、二次、三次及RTS熱啟動一次焊補，焊縫（焊補金屬）的組織由α-Al基體和Mg2Si、Al0.7Fe3Si0.3第二相組成；焊補使得焊接接頭的原始焊縫組織及焊補焊縫與原始焊縫的界面組織老化，晶粒變得粗大，析出相增多，經三次焊補，原始焊縫區、二次焊補和三次焊補交界區的組織明顯粗化，析出的平衡相較多。

（2）與普通焊補相比，RTS一次焊補的微觀組織優于普通一次焊補的組織，組織粗化、老化程度較低，氣孔敏感性較小。

（3）除原始態、RTS一次焊補態接頭的抗拉強度系數達到0.6外，普通一次、二次、三次焊補接頭的強度系數均未超過0.6，所有狀態的拉伸試樣均呈45°切斷，斷口有明顯的韌窩形貌，為典型的韌性斷裂；彎曲180°后，除三次焊補接頭外，所有接頭的面彎和背彎試樣均未出現裂紋。

圖5 焊接接頭硬度分布Fig.5 Hardness distribution of welded joints

（4）6 mm厚6005A-T6鋁合金板的原始焊接接頭及焊補接頭存在明顯的軟化區，原始焊接熱影響區出現明顯的硬度最低值。