鋁鎂合金雙絲脈沖MIG 焊接頭組織與力學性能分析

孫宏坤，陳毅騰 ，李 超

（1.海裝駐廣州地區第三軍事代表室，廣州，510250；2.河北科技大學，石家莊，050091）

1 前言

鋁鎂合金具有低密度、易焊接、耐蝕性好、易回收等特點，可以減少船體重量使船體輕量化，提高船舶的航速和穩定性，是制造中小型船舶的一種優質材料。

在實際生產中采用常規的MIG 焊、TIG 焊等方法進行船體拼板焊接時，存在生產效率較低、熱輸入量大、焊縫氣孔傾向大等問題，并且接頭容易出現軟化現象，影響鋁合金在船舶行業的推廣使用。為了提高生產效率，通常采用增加焊接電流的方式，但電流過大會出現電弧不穩定現象，并造成過大的焊接飛濺，直接影響到焊縫成形及接頭質量。對此，尋找新的高效焊接工藝，對解決鋁鎂合金焊縫氣孔和接頭軟化、實現鋁合金中厚板快速焊接、提高船體生產效率具有重要意義。

Tandem 型雙絲脈沖MIG 焊是一種常見的雙熱源高效焊接方法，其前后絲焊接參數可獨立設置、靈活搭配，實現多種復合工藝的組合焊接。焊接過程中，其前后絲脈沖電流一般采用頻率相同而相位差180°，使得電弧干擾程度小，保證焊接過程穩定；通過調節兩絲間距和工藝參數，可根據需要實現共熔池和雙熔池。在前后絲共熔池條件下，兩電弧共同加熱一個熔池，能量密度更加集中，具有熔覆效率高、焊接變形小等特點；并且在雙電弧作用力的條件下，可以延長熔池存在的時間，增強熔池的攪拌作用，加速氣孔逃逸速度；前后絲熔滴交替落入熔池中，改變熔池流動方式，防止熔池液態金屬向焊縫末端流動，減少氣孔的逃逸距離，在保證焊縫成形優良的同時，提高焊接生產效率。

本研究采用雙絲脈沖MIG 焊進行5083 鋁合金平板焊接，并與常規MIG 焊接頭的宏觀、微觀組織及力學性能進行對比分析，為船體鋁合金拼板焊接提供技術依據。

2 試驗材料與方法

本試驗焊接母材為300 mm×100 mm×4 mm 的鋁鎂合金試板，采用Fronius 公司的TPS-5000 雙絲焊機，前后絲采用頻率相同的脈沖模式，相位差為180°；焊絲間距為7 mm，開70°V 型坡口，焊前對試板進行機械打磨至露出金屬光澤，鋁合金在液態時具有很好的流動性，在焊接過程中焊縫金屬很容易下塌。為了保證試板完全焊透又不會塌陷，選用不銹鋼制作焊接墊板，在墊板表面開一個圓弧形槽來保證焊縫的反面成型。

表1 為雙絲脈沖MIG 焊和單絲脈沖MIG 焊所采用的工藝參數，雙絲脈沖MIG 焊接速度快，為單絲焊的1.7 倍。

表1 焊接工藝參數

為了對單、雙絲脈沖MIG 焊后接頭組織及力學性能進行對比分析，分別采用徠卡體式顯微鏡和金相顯微鏡進行觀察，分析兩種焊接工藝下組織差異；利用顯微硬度計進行接頭硬度測試，對接頭整體硬度分布情況進行分析；采用電子拉伸試驗機（Z100THW）進行拉伸試驗，并用場發射掃描電鏡（ULTRA55）觀察拉伸斷口形貌；采用彎曲試驗機進行三點彎曲試驗，測定接頭的抗彎曲能力。

3 焊縫形貌及金相組織分析

3.1 焊縫形貌

為了探究焊接工藝對焊縫形貌的影響，對焊縫表面成形進行分析，圖1 為單絲脈沖MIG 與雙絲脈沖MIG 焊的焊縫表面形貌。

圖1 單、雙絲焊焊縫表面形貌

從圖1 可以看到：焊縫表面潔白光亮，有明顯的陰極霧化區，接頭整體熔合良好，無咬邊等焊接缺陷；但由于單絲脈沖MIG 焊熱輸入較大，導致試板變形嚴重，在背面有液態金屬淌出而導致部分位置出現焊縫邊緣凸起；根據國際標準ISO10042 評定，單、雙絲焊焊接接頭外觀尺寸均符合要求，采用X 射線對焊縫進行探傷，雙絲脈沖MIG 焊接頭無內部缺陷，滿足一級焊縫要求，而單絲脈沖MIG 焊接頭存在鏈狀氣孔缺陷，主要分布在焊縫中間部位。

3.2 金相組織

（1）宏觀組織

利用體式顯微鏡對接頭宏觀金相進行觀察，單絲焊和雙絲焊接頭宏觀組織，分別如圖2 a）和2 b）所示。

圖2 焊接接頭宏觀金相組織

① 兩種焊接工藝下接頭的余高、熔寬等焊縫成形參數差別不大，這是由于雙絲脈沖MIG 焊接時，前后相互借用，前絲脈沖電弧具有較強的熔透能力，可以增加焊縫熔深和熔寬，并對后絲起到預熱作用；后絲電弧及時對焊縫上部進行材料填充，增加熔寬尺寸，雙絲脈沖MIG 焊在熱輸入較低的情況下，具有與單絲MIG 焊尺寸相近的焊縫成形效果；

② 單絲MIG 焊的焊縫表層存在一層密集型氣孔，焊趾部位也存在少量氣孔，最大尺寸達到500 μm；雙絲焊接頭無明顯的宏觀氣孔，這是由于雙絲焊時前后絲同時提供熱量，熱量密度更大；前絲采用大電流，對熔池有較大的沖擊力，在液態金屬未凝固之前，后絲及時對焊縫上層進行填充，高溫停留時間較長，前后絲形成同一個熔池，使熔池沿焊接方向被拉長，可以增加氣孔的逸出時間；雙絲焊熔池存在向外流動和推拉模式，可以減少液態金屬向焊縫末端流動，縮短氣孔的外逸距離，使氣孔能夠及時逸出，有效減少接頭中的氣孔缺陷；

（2）微觀組織

對接頭宏觀金相試樣進行打磨拋光，利用電化學腐蝕著色，單、雙絲脈沖MIG 焊接頭微觀組織，如圖3 所示。

圖3 焊接接頭微觀金相組織

① 兩種接頭在焊縫中心均呈樹枝狀等軸晶，雙絲MIG焊焊縫中心組織致密，平均晶粒尺寸115 μm左右，而單絲MIG 焊平均晶粒尺寸132 μm 左右，大于雙絲脈沖MIG 焊晶粒，這是由于單絲MIG 焊熱輸入較高，晶粒有較長的生長時間；

② 在熔合線附近存在較大的溫度梯度，晶粒極易在焊縫邊界原有的質點上垂直于熔合線向中心生長，形成粗大的柱狀晶組織；

③ 在單絲MIG 焊時焊接溫度梯度更大，導致柱狀晶組織更為明顯，在長度方向上長達500 μm；而雙絲焊焊縫中的柱狀晶組織長度明顯減小；單絲焊和雙絲焊的熱影響區材料不發生熔化，微觀組織經過回復和重結晶后晶粒發生細化，與圖3 g）母材的纖維狀組織有顯著差別。

4 焊接接頭力學性能分析

4.1 顯微硬度

顯微硬度曲線可以直觀的反映焊接接頭的整體硬度變化情況。試驗中，在接頭橫截面中心線測試硬度，選擇500 g 恒定載荷，加載時間10 s，相鄰硬度點測量間距為0.5 mm。

圖4 為兩種焊接工藝的接頭硬度分布曲線。

圖4 顯微硬度分布曲線

（1）單絲脈沖MIG 焊與雙絲脈沖MIG 焊接頭具有相同的硬度變化規律，焊縫中心顯微硬度值最低，硬度值在61.5 HV 左右。這與Mg 元素蒸發導致含量減少有關，基體中β（MgAl）相數目下降，固溶強化效果下降，同時焊縫中心為粗大的等軸晶；

（2）隨著距焊縫中心距離的增加，在到達熔合線之前，硬度值逐漸增大；

（3）在接頭熱影響區發生軟化現象，這是由于在焊接熱循環作用下，發生重結晶后失去了變形加工的強化效果，彌散強化的β（MgAl）相析出不足，主要強化相為(FeMn)Al相，大多呈片狀偏聚分布，強化效果較弱。

（4）對比單絲焊與雙絲焊熱影響區的顯微硬度可以發現：雙絲脈沖MIG 焊熱影響區范圍略小于單絲焊范圍；顯微硬度在距焊縫中心15 mm 時達到與母材相同的硬度值；單絲脈沖MIG 焊接頭在距焊縫中心6 ～13 mm 處軟化現象最嚴重，最小硬度值為63.5 HV；雙絲脈沖MIG 焊接頭在距焊縫中心5～11 mm 處軟化現象最嚴重，最小硬度值為65.2 HV，軟化最嚴重部位硬度值仍高于焊縫中心；雙絲脈沖MIG 焊熱輸入量較低，能量密度更為集中，可以改善接頭的軟化問題。

4.2 拉伸性能

進行焊接接頭拉伸試驗，分析單、雙絲脈沖MIG焊接頭在拉伸性能上的差異。采用3 個拉伸試件為一組，取平均值作為接頭的抗拉強度，拉伸試樣如圖5所示。

圖5 拉伸試樣斷后宏觀形貌

（1）雙絲焊接頭抗拉強度略高于單絲焊強度，兩者均滿足規范要求；

（2）兩種焊接工藝接頭的屈服強度和延伸率相差不大；

（3）單絲MIG 焊接頭氣孔主要分布在余高及焊趾部位，在進行拉伸試驗之前，拉伸試樣根據標準對余高進行了打磨，因此焊接氣孔對拉伸性能沒有造成影響；

（4）拉伸試件斷裂位置均在焊縫中心，斷裂部位有縮頸現象，拉伸斷口與試樣呈45°剪切斷裂.這是由于焊縫中心晶粒粗大、硬度值最低，是整個接頭力學性能最薄弱的區域；

（5）由圖6 單絲焊與雙絲焊的拉伸斷口掃描圖片看出，等軸狀韌窩在拉伸試件斷口表面均勻分布，接頭呈現韌性斷裂，在單絲MIG 焊的拉伸斷口掃描照片上未發現氣孔缺陷。

圖6 拉伸試樣斷口形貌

4.3 彎曲性能

為了檢測單、雙絲MIG 焊接頭的抗彎曲能力，對接頭進行三點彎曲試驗：

（1）依據試驗標準，當試板厚度不大于6 mm 時，一組試樣由兩個正彎試樣和兩個背彎試樣組成，彎心直徑為35 mm；

（2）在進行彎曲試驗之前，去除焊縫余高。彎曲試驗結果表明，所有試件彎曲性能合格；

（3）當彎曲試樣角度達到180°時，單絲脈沖MIG 焊接頭正彎試樣出現微裂紋，尺寸在1 mm 左右，主要分布在焊縫中心，可能是由于存在氣孔缺陷導致，雙絲脈沖MIG 焊正彎與背彎試樣均保持完好，沒有缺陷產生。

5 結論

（1）與單絲脈沖MIG 相比，雙絲脈沖MIG 焊進行船體拼板焊接，可以減少焊縫氣孔缺陷，接頭成形良好，生產效率顯著提高；

（2）與單絲焊相比，雙絲脈沖MIG 焊熔合線附近柱狀晶組織區域顯著減小，熱影響區軟化問題略有改善；

（3）兩種焊接工藝下，拉伸斷裂位置均為焊縫中心，抗拉強度滿足規范要求，雙絲MIG 焊接頭彎曲試樣的抗彎性能更好。