5A06与6061铝合金焊接工艺实验与研究

2024-08-20

5A06与6061铝合金焊接工艺实验与研究（通用3篇）

5A06与6061铝合金焊接工艺实验与研究篇1

5A06铝合金是一种铝镁系防锈铝，6061铝合金是一种铝镁硅系锻铝，两者的特点是：中等强度，良好的塑性、焊接性和抗蚀性，广泛应用于汽车、船舶、铁道车辆结构件。因生产工艺要求对5A06与6061铝合金材料进行焊接，为了保证焊接质量，提高生产效率，本实验采用手工TIG焊和半自动MIG焊，对厚度为8mm的5A06与6061铝合金材料进行焊接工艺实验和研究。

母材为8mm厚的5A06与6061铝合金板材，其力学性能见表1。分别采用手工钨极氩弧焊(TIG焊)和半自动熔化极氩弧焊(MIG焊)两种方法进行焊接，焊丝选用ER5356，其熔敷金属的屈服强度为135MPa，抗拉强度为275MP。手工交流TIG焊的焊接参数见表2。环境温度24℃，钨极伸出长度5～6mm，喷嘴距焊接试件8～12mm，焊件焊前预热至200～250℃。层间清理用不锈钢丝打磨，层间温度不低于200℃。半自动MIG焊的焊接参数见表3。采用直流反接，环境温度24℃，喷嘴距焊接试件12～22mm，焊件焊前不预热。层间清理用不锈钢丝打磨，层间温度不低于200℃。

表1 铝合金材料力学性能

合金牌号 σs/MPa σb/MPa δ(%)

6061 276 310 12

5A06 160 315 16

表2 TIG焊接参数

焊接电流焊接速度/ 钨极直径焊丝直径气体流量喷嘴直径焊层数 /A /mm /mm(mm·min-1)/(L·mm-1)/mm5 16 250～280 100～150 5～6.4 10～14

表3 MIG焊接参数

焊接电流焊接电压焊接速度焊丝直径气体流量焊层数 /A /V /mm /(mm·min-1)/(L·mm-1)5 220～280 21～24 20～25 12～18

试件焊前采用机械加工方法加工出60°的V形坡口；清除坡口及其附近区域的污染物后，用丙酮擦洗，再用清水冲净；用不锈钢丝或刮刀等工具清理氧化膜，清理后3～4h内施焊。由于铝合金高温状态下强度较低，焊缝容易塌陷或烧穿，为了保证焊透及防止塌陷，焊缝下底面应加装垫板。垫板朝向焊缝处开圆弧形槽，以保证焊缝背面成形良好。

采用ER5356焊丝，进行5A06与6061铝合金的手工TIG焊和半自动MIG焊均获得了性能良好的焊接接头。由于半自动MIG焊属熔滴过渡过程，不如TIG焊稳定;MIG焊接的焊缝金属中有少量气孔生成。6061属热处理强化的铝合金，由于焊接热的影响，焊接接头的热影响区会出现软化，造成焊接接头强度降低，焊接线能量越大，性能降低的程度越严重。

5A06与6061铝合金焊接工艺实验与研究篇2

近年来随着工程技术要求的提高,大厚度铝合金板在航空航天、航海以及轨道车辆等领域的应用得到广泛重视,铝合金的厚板焊接开始成为研究的重点。随着焊接厚度的增加,焊接难度越来越大,为了揭示厚板焊接的规律,本工作对60mm厚度6061-T6铝合金板进行了搅拌摩擦双道焊接工艺实验并对其焊缝成形、组织形态和力学性能进行了分析。

1 实验材料及方法

实验用材料是厚度为60mm的6061-T6(固溶+人工时效处理)铝合金板,主要化学成分如表1所示。

搅拌摩擦焊实验在自行研制的搅拌摩擦焊试验机上进行,焊接形式为双面对接拼焊。实验用搅拌头参数:轴肩直径为34mm;搅棒直径为14mm;搅棒长度为37mm。焊接时,搅拌头高速旋转钻入待焊板材接缝,当搅拌头轴肩压实铝合金板后,沿接缝前进以完成焊接过程。焊接工艺参数:搅拌头旋转速率为1000r/min ,搅拌头沿焊缝方向的焊接速率为80mm/min。成功焊接的铝合金板如图1所示。

焊接后,采用线切割沿焊缝横向截取试样,在Instron 8802型电液伺服力学试验机上进行拉伸实验;使用Model HV-10B 型硬度计进行硬度测试;对试样进行研磨抛光,采用Keller试剂(3mL硝酸,6mL盐酸,6mL氢氟酸,150mL蒸馏水)腐蚀后在Leica DMI 5000M金相显微镜上观察组织形貌;将试样重新研磨抛光,采用0.5%氢氟酸作为腐蚀剂浸蚀10s[3],在JEOL JSM-6360LV型扫描电镜仪上观察组织强化相分布。

2 实验结果与分析

2.1 拉伸实验及分析

在上述焊接工艺参数下得到厚度为60mm的6061-T6铝合金厚板焊缝,力学性能如表2所示。在未经过任何焊后热处理时的平均抗拉强度达到了218MPa,断后平均伸长率达到了16.81%,为母材的70%和129%,其中母材的抗拉强度、伸长率分别为310MPa和13%。

拉伸试样断裂形貌如图2所示,断裂位置均发生在焊缝的前进侧,在试样截面可见明显双“U”字型颈缩变形。

图3为焊缝拉伸断口形貌,图3(a)为焊缝上部断口形貌,可以看出焊缝断口韧窝尺寸较小,而且较深,大小均匀,表现为穿晶韧性断裂特征。图3(b)为焊缝底部断口形貌,可以看出韧窝底部第二相粒子剥离后留下的微坑,第二相又硬又脆,与基体变形差别很大,它们的存在对塑性十分不利,属于包含第二相粒子的脆性与韧性的混合型断裂。

2.2 试样显微硬度分析

在显微硬度测试前需要对试样进行研磨和抛光,在逆光偏角度的情况下可以发现如图4所示样品截面搅拌摩擦双道焊接区与母材的明显界线,呈现上下对置的双“U”字特征,其中底部倒“U”字为第一面焊接,上部正“U”字为第二面焊接。

采用Model HV-5型硬度计测试焊缝显微硬度,加载力为3N,加载时间为15s,接头横截面显微硬度分布曲线如图5所示,硬度分布从热影响区到焊核区硬度值都出现不同程度降低,上、中、下部硬度值均呈典型“W”特征分布,且“W”形波动幅度与范围从上到下呈递减趋势。焊缝各厚度的硬度值最低点都出现在前进侧,结合图2可以发现拉伸断裂都发生在前进侧热机影响区周围,说明焊缝此区域是焊接接头强度较薄弱的位置。

2.3 焊缝的微观组织

为了研究焊缝组织形貌和强化相分布与显微硬度的关系以及微观组织沿焊缝厚度方向的变化,如图5所示选取4处硬度值较低的位置制作微观组织试样,分别位于焊缝上部和底部的焊核区以及前进侧热机影响区。

2.3.1 金相组织观察及分析

焊缝横截面的金相组织如图6所示,图6(a)为母材(Parent Material,PM)组织金相照片,母材呈轧制状粗大晶粒;图6(b)所示热影响区(Heat Affected Zone,HAZ)组织发生一定的长大粗化,与母材没有明显区别;图6(c),(d)分别为焊缝上部和底部的焊核区(Weld Nugget Zone,WNZ),其中焊缝上部的焊核区组织晶界连续闭合,晶粒较小,焊缝底部的焊核区组织的晶界不连续,晶粒尺寸更加细小。通常认为焊核区组织在搅拌头强烈的搅拌作用以及轴肩剧烈摩擦产生的局部高温作用,造成大量晶粒破碎,破碎的晶粒发生动态再结晶,形成细小等轴晶粒。但是由于搅拌摩擦焊的特点,轴肩与搅拌头的摩擦产热机制导致焊接区域形成上热下冷的漏斗状温度分布。上部区域较底部区域能获得更高的温度,破碎的晶粒发生了充分的再结晶,而底部的晶粒由于温度偏低,破碎的晶粒往往再结晶不充分,在底部形成不连续的晶界,并且由于高温时间较短,其再结晶晶粒来不及长大,晶粒更为细小。图6(e),(f)分别为焊缝上部和底部的热机械影响区(Thermal Mechanical Affected Zone,TMAZ),位于焊核区与热影响区之间的热机影响区是一个过渡区域,由于搅拌头的搅拌作用不充分不能使呈轧制状的母材组织完全破碎,而是在搅拌力和进给力的双重作用下发生热剪切,相对母材发生较大的晶粒变形。但是该区域温度较焊核区低,发生了不完全动态再结晶,高度塑性的变形晶粒形态被保留下来[4,5,6,7],其中焊缝上部热机影响区过渡界面不明显,分析认为是由于焊缝上部温度较高,热机影响区的变形晶粒发生了较多的动态再结晶;而底部热机影响区温度较低,变形晶粒未发生动态结晶,过渡界面明显。

2.3.2 扫描电镜观察

焊缝组织强化相的形态分布如图7所示,各区域都均匀分布着两种形态的第二相,一种是白色的条形状析出物,另一种是黑色的颗粒状析出物。由于6061铝合金属于可热处理强化铝合金,Mg2Si相是Al-Mg-Si系铝合金的主要强化相,只需观察Mg2Si相的分布状况,采用能谱仪确定黑色析出相即为Al-Mg-Si系铝合金的强化相Mg2Si,其EDS能谱曲线如图8所示。

焊缝上部和底部焊核区Mg2Si相分布如图7(a),(b)所示,可以看见焊缝底部Mg2Si相尺寸与数量较焊缝上部均有显著增加;图7(c),(d)分别为焊缝上部与底部热机影响区,可以发现与焊核区相同的分布规律,即焊缝底部较焊缝上部Mg2Si相尺寸与数量均存在不同程度的增长。

2.4 焊缝的力学性能分析

对于6061铝合金,Mg2Si相的尺寸、形态和含量对力学性能影响很大,其一般析出过程如下:过饱和固溶体→GPⅠ区→GPⅡ区(β″针状)→β′→β[8],焊前6061-T6铝合金经过固溶时效处理后得到β″态强化相,强度达到最高值的状态[9]。焊接时温度场分布沿厚度方向存在较大差异,焊缝上部温度较高,焊缝组织较多的Mg2Si相重新溶入基体,经过自然时效又缓慢地析出β″相,称为“重固溶”;较少的Mg2Si相在焊接热循环下聚集长大形成稳定的β相,称为“过时效”;而焊缝底部温度较低,焊缝组织较少的Mg2Si相发生了“重固溶”,较多地发生了“过时效”,因而焊缝底部较上部出现更多的大尺寸β相。由于真正起强化作用的是时效过程中析出并与基体保持共格或半共格关系的β″相,焊缝组织β″相的形态分布情况决定了焊缝的力学性能[10],经过搅拌摩擦焊接,焊缝组织的β″态Mg2Si相形态分布发生了较大改变,力学性能也随之发生改变,结果表明焊接热循环引发的金属强化相 “重固溶”和“过时效”是导致接头力学性能下降的重要原因,改善焊接区温度分布和焊后热处理是提高焊缝强度的有效方法。

3 结论

(1)采用双面搅拌摩擦焊成功焊接了60mm 6061-T6铝合金厚板,在搅拌头转速为1000r/min ,焊接速率为80mm/min 时,焊缝的抗拉强度达到了218MPa,接头力学性能优良。

(2)采用搅拌摩擦焊方法焊接6061-T6铝合金厚板,焊缝区出现了较大程度的软化,上、中、下部硬度值均呈“W”特征分布,且“W”形波动幅度与范围从上到下呈递减趋势。硬度最低值与拉伸断口均处于焊缝前进侧位置,说明此位置是焊缝的最薄弱环节。

(3)焊缝组织形貌与强化相分布沿厚度方向存在较大差异,在焊缝上部的温度较高,变形晶粒经历了较多的动态再结晶过程,晶粒细小且晶界连续;Mg2Si相发生了较少的长大粗化,大尺寸Mg2Si相数量较少;焊缝底部的温度较低,变形晶粒发生了较少的动态再结晶,晶粒不完全成形晶界不连续,而大尺寸Mg2Si相数量较多。

(4)比较焊缝显微硬度与强化相形态分布,可以发现焊缝强化相分布状况对力学性能影响较大,焊接过程中组织强化相的“重固溶”和“过时效”是导致焊缝力学性能下降的主要原因。

摘要：采用搅拌摩擦焊接方法对6061-T6铝合金板进行了60mm双面对接焊实验,研究了搅拌摩擦焊接接头的微观组织与力学性能,结果表明:焊缝区微观组织沿厚度方向发生了不同程度的改变,焊接接头强度达到218MPa,为母材强度的70%;焊接热循环引发的金属强化相“重固溶”和“过时效”是接头力学性能下降的重要原因,其中前进侧热机影响区为焊缝薄弱环节。

关键词：双面搅拌摩擦焊,6061-T6铝合金,微观组织,力学性能

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5A06与6061铝合金焊接工艺实验与研究篇3

箱形井架是一种我国在上世纪九十年代初由外国引进到国内的一种大型金属焊接结构，由于其相比于我国较为传统的焊接结构有着具有许多良好的优势，一经引进便被国内许多的煤矿建设企业的设计人员和决策人员表示赞赏，并且快速将其深入研究透彻，而后根据我国的实际情况来进行略微的调整，最后便被大范围地投入使用，即使到了现在，箱形井架的焊接结构也依然是现代化煤矿的标志性建筑结构。但是这种金属焊接结构虽说已经投入使用了挺长一段时间，但是金属焊接的失效问题仍然时有发生，并且由于金属焊接失效而造成的灾难性事故也不在少数，金属焊接失效问题一直以来都是煤矿建设企业最为重视的问题，必须对金属焊接失效的原因进行深入的分析，找到相应的处理方案，才能够保证箱形井架焊接工艺对煤矿建设企业带来的正面作用。

1 导致箱形井架失效的原因和影响因素

要想避免和预防箱形井架由于焊接失效或是制作工艺方面的原因而造成严重的灾难性事故，就必须要先对造成箱形井架失效的原因以及影响因素进行深入的分析，而后再提出相应的基础措施。

根据统计数据进行分析，笔者发现导致箱形井架失效的影响因素大致分为三种，分别是金属结构设计、金属材料的选择以及制造和安装的工艺与质量水平。而在这三种影响因素当中，金属结构的设计和焊接是最常出现，同时也是最为重要的影响因素，导致箱形井架结构失效的问题大多都与金属结构焊接的特殊热加工工艺息息相关。

在制作工艺方面会造成箱形井架失效的主要原因之一便是裂纹。而裂纹则又细分为三种类型，其一是指在金属材料当中有某一个部分存在缺陷以及裂纹，其二是指在箱形井架结构的焊接过程当中出现的焊接裂纹或其他焊接缺陷，其三则是指箱形井架在天轮长期受到升降罐笼的循环，因为交变载荷的作用导致箱形井架的焊接缝隙被不断拉伸和压缩，从而出现了疲劳裂纹和应力腐蚀裂纹。

而导致箱形井架失效的原因则大致可以分为两种，其一是由于焊接裂纹以及其他的焊接缺陷而导致箱形井架结构焊接失效；而其二则是由于金属材料经受到反复的焊接热循环和由于焊接应力而出现焊接变形，从而导致金属材料的材质性能骤降，并且与产品的尺寸出现了偏差，以至于产品的质量十分不理想。以上两种情况都很可能会导致箱形井架结构焊接失效，最终甚至会引起灾难性事故的发生。

2 相应的`技术措施

2.1 遵守国家现行的标准

首先，箱形井架的焊接必须要遵守国家现行的《钢结构设计规范》中的标准来进行设计，并且按照相关的规范标准合理选择金属材料，最好是以韧性高的为优先选择，这样便能够确保箱形井架在建设完成后有着较高的脆断抗性。并且焊接缝隙的布置必须具备较高的合理性，切忌焊缝过密或是使用十字焊缝，这些都可能导致焊缝之间的距离布置存在问题。而且在厚度以及截面出现变化的部分需要尽量使用圆滑过渡，切忌出现大量的拐角和死角这类应力容易集中的部分，同时还要注意不可在箱形井架的主焊缝和高应力部分焊接其他的附件，这对于箱形井架的结构十分不利。还需要注意的是，在进行强度核算的时候需要保证箱形井架的安全系数是过关的，并且最好使用应力集中最小的对接接头，确保母材和焊缝之间的过渡足够平缓。

2.2 制作工艺的质量水平

在箱形井架的制作工艺方面，最需要注意的是材料的质量，只有符合图纸和设计要求的材料才能够保障箱形井架的质量水平，并且必须有严格的施工工艺规范，制定详细的焊接工艺要求，确保焊接材料和母材有着较高的匹配程度，并且在焊接完成后要进行焊接工艺评定。其中最需要严格把控的便是材料以及焊材的代用制度，必须要确保有着较高的可焊性，否则一旦出现焊接缺陷，便会直接影响到箱形井架的质量，甚至可能会造成严重的灾难性事故。除此之外还需要注意焊接方法以及工艺参数的合理性，严格按照流程来进行装配焊接工作，确保接头形式的合理性，这样便能够有效减少焊接残留下来的应力。

3 结语

综合上文所述，根据上文对箱形井架焊接失效的原因分析，我们可以看出，箱形井架焊接失效大多都是因为在材料材质的选择方面、设计方面以及焊接工艺方面没有按照国家现行的相应规范、标准以及准则来进行，从而导致箱形井架结构的焊接失效，引起重大的灾难性事故，直接危及到企业的发展，甚至危害到社会群众的人身安全以及财产安全。所以对于煤矿建设企业来说，遵守国家相关的法律法规以及规范标准是极为重要的，只有这样，才能够切实的提高箱形井架的焊接强度，不断的增加箱形井架的寿命周期，最大程度的保障箱形井架的竖立足够具有安全性，从而进一步的促进我国煤矿行业的健康的、快速的、可持续的发展。

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