利用周期性變化的脈沖電流進行熔化極惰性氣體保護焊接(MIG)，能夠實現熔滴過渡和焊接熱輸入的有效控制，擴大鋁合金MIG的可焊工藝窗口。在汽車零部件制造中，采用脈沖MIG焊接厚度為2mm的鋁鎂合金薄板，其焊寬、焊縫表面成形良好，焊縫熔深好、過渡平滑，焊縫表面呈現銀白色、無飛濺、無表面缺陷，焊接接頭斷面無焊接缺陷。

當前，鋁鎂合金脈沖MIG一般采用100%氬氣作為焊接保護氣體，然而對于厚板焊接，焊縫熔深有限，需要多層多道焊才能完成焊接作業，效率低下；向氬氣中加入氦氣會使電弧電壓增加2~3V，焊縫熔深和熔寬會變大，提高作業效率。然而，氦氣的電離勢遠大于氬氣的電離勢，因此在其他焊接工藝參數相同時，使用氦氣作為保護氣體焊接會提高焊縫熱輸入，導致焊縫晶粒度變大。文獻中指出，鋁鎂合金非熔化極惰性氣體保護電弧焊接(TIG)中，在氬氣+0.015%(體積分數，下同)氮氣保護氣體中增加氦氣的量，會導致裂紋擴展能的增加。然而，氦氣對鋁鎂合金脈沖MIG焊縫凝固裂紋影響卻并不清楚。同時，MIG中的脈沖模式也應引起注意，在鋁合金激光焊中，脈沖形式可以最大限度地減小熱裂紋，使凝固結束時的凝固速率適中，并在凝固開始時施加由凝固收縮和熱收縮引起的應變，梯形電流波形的脈沖焊接裂紋明顯比方形電流波形的少，適當控制脈沖形狀可以避免凝固開裂。

魚骨狀裂紋試驗是利用試板上不同長度溝槽形成的不同最大拉應力來測試鋁合金的凝固裂紋敏感性。當焊接熱源在試板移動時，由于熔池凝固產生的熱應力會使縱向裂紋沿焊縫中心起裂、擴展，隨著焊縫越靠近縱向溝槽，裂紋越易止裂，此時裂紋的總長度便可作為裂紋敏感性的指標進行統計。不同材料的裂紋敏感性測試需要設計出不同合適尺寸(高度和深度)的橫向溝槽來控制焊縫的裂紋起裂過程。來自上海工程技術大學材料工程學院的陳毓、張天理等人通過魚骨狀裂紋試驗研究焊接保護氣體分別為100%氬氣、25%氦氣+75%氬氣混合氣和50%氦氣+50%氬氣混合氣時，不同焊接電流下5052鋁鎂合金的焊縫凝固裂紋敏感性；同時對100%氬氣焊接保護氣下的脈沖模式影響進行了進一步研究，從焊縫晶界形態和凝固過程討論鎂含量與焊縫凝固裂紋敏感性之間的關系。

1 試驗方法與試樣制備

1.1 焊接工藝設計

試驗材料母材采用尺寸為140mm×300mm×3mm的5052鋁鎂合金魚骨狀試板，焊絲采用?1.2mm的ER5356鋁鎂合金實芯焊絲。分別使用100%氬氣、25%氦氣+75%氬氣混合氣體和50%氦氣+50%氬氣混合氣體作為焊接保護氣體。焊接電流采用兩種，一種為單脈沖焊接電流，另一種為雙脈沖接電流，單脈沖MIG電流分別為130，160，190，220A，雙脈沖電流則是在單脈沖電流基礎上添加電流小于60A的小電流，電流波形為方形波，頻率為2Hz，占空比為50%。焊接設備為松下YD-500FD型焊機。

1.2魚骨狀裂紋試驗方法

使用魚骨狀裂紋試驗比較不同焊接工藝下的焊縫凝固裂紋敏感性大小，魚骨試板加工尺寸如圖1所示。焊接前，魚骨試板采用夾持裝置進行剛性固定，夾持裝置整體使用散熱性較好的黃銅材料進行冷卻，并且在魚骨試板焊縫所在位置下方處預留凹槽；焊接后，等待焊縫冷卻至室溫再取出魚骨試板；最后使用滲透探傷方法檢測焊縫凝固裂紋，焊縫凝固裂紋長度越長代表其裂紋敏感性越大。

圖1 魚骨狀試板尺寸示意圖

1.3 化學成分分析

取魚骨試板焊縫裂紋止裂附近金屬作為待測試樣，試樣的焊縫截面經砂紙粗拋后，再使用三酸電解拋光。腐蝕劑為keller試劑，腐蝕時間90s，然后使用日立S300型掃描電鏡觀察焊縫晶界，并對晶界進行能譜掃描，分析其化學成分。

2 試驗結果與分析

2.1 保護氣體與焊接電流對焊縫凝固裂紋敏感性的影響

如圖2所示，焊接保護氣為100%氬氣時，魚骨試板在不同焊接電流下形成了不同長度的焊縫凝固裂紋。隨著電流的增加，單脈沖MIG獲得的凝固裂紋長度從94.5mm逐漸增加到235mm，電流變大增加了焊縫凝固裂紋開裂的傾向。同時，當焊接保護氣為75%氬氣+25%氦氣時，隨著焊接電流從130A增加到220A，單脈沖MIG下的焊縫凝固裂紋長度從154mm增加到227.5mm；當焊接保護氣為50%氬氣+50%氦氣時，魚骨試板在不同熱輸入下所形成的焊縫凝固裂紋長度基本趨于一致，與其他兩種焊接保護氣焊接時最大凝固裂紋長度相當。因此，焊接電流增加會明顯提高焊接保護氣為100%氬氣和75%氬氣+25%氦氣混合氣時的焊縫凝固裂紋敏感性；焊接保護氣為50%氬氣+50%氦氣時，焊縫凝固裂紋敏感性最差，電流增加對其影響不大。

橫向對比焊接電流一致時焊接保護氣體對焊縫凝固裂紋長度的影響。由圖2可知，隨氦氣比例的增加，焊接電流為130A時，焊縫凝固裂紋長度從94.5mm增加到154mm，進一步增加到248mm；焊接電流為160A時，凝固裂紋長度從138mm增加到204mm，進一步增加到236mm；焊接電流為190A時，凝固裂紋長度從147.5mm增加到215mm，進一步增加到228mm。上述規律表明，氦氣的占比變大會使焊縫凝固裂紋傾向增大，這是因為氦氣的導熱系數相比氬氣更高。同時，氦氣的電離勢也大于氬氣，因此在相同的焊接工藝參數下，使用氦氣作為保護氣體進行焊接會使熱影響區變大，相當于提高了焊縫的熱輸入。此外，當焊接電流達到220A時，保護氣體的成分對凝固裂紋長度的影響已不明顯，凝固裂紋長度基本趨于一致。

圖2 不同保護氣體和焊接電流下的焊縫凝固裂紋長度

2.2 脈沖模式對焊縫凝固裂紋敏感性的影響

焊接保護氣為100%氬氣時，魚骨試板分別在單脈沖與雙脈沖模式下所獲得的焊縫凝固裂紋長度如圖3所示。由圖3可知，無論焊接電源是單脈沖模式還是雙脈沖模式，隨著電流的增加，焊接熱輸入增加，凝固裂紋普遍具有增加的趨勢。其中，單脈沖MIG獲得的凝固裂紋長度從94.5mm增加到235mm；雙脈沖MIG獲得的凝固裂紋長度從150mm 增加到239mm；兩種電源模式下，在焊接電流為220A時，焊縫凝固裂紋長度幾乎趨于一致。

圖3 不同脈沖模式下不同焊接電流的焊縫凝固裂紋長度

在單脈沖電流中添加電流小于60A的小電流形成雙脈沖電流，其中小電流維持電弧穩定燃燒，大電流保證焊縫具有一定熔深，通過頻率控制原電流和小電流的單位時間交替次數，能夠降低焊縫單位長度熱輸入，熱輸入降低一般能夠降低鋁鎂合金焊縫凝固裂紋敏感性。然而圖3表明，在原電流為130A(小電流70A)、原電流為160A(小電流100A)和原電流為190A(小電流130A)時，雙脈沖電流獲得的凝固裂紋長度大于單脈沖電流獲得的。該次試驗所用的雙脈沖電流波形正是方形電流波形，大電流到小電流過渡不平緩，導致電弧對熔池的振蕩作用不明顯，電流轉換期間，液相無法充分填充枝晶間隙，小電流階段，枝晶間凝固收縮加劇，凝固裂紋源變多，焊縫凝固裂紋敏感性更大。單脈沖焊接熱輸入大，液相停留時間長，單位時間枝晶間隙相對填充的液相更多，其焊縫凝固裂紋敏感性相比方形電流波形雙脈沖MIG的隨之下降。

2.3 焊縫顯微組織與凝固過程

為研究焊縫凝固裂紋長度與顯微組織的關系，選用凝固裂紋長度為147.5mm和235mm的焊縫試樣進行顯微組織分析。圖4 a)表明，凝固裂紋長度為147.5mm時，晶界較為連續，連續晶界有利于低熔點共晶化合物液相補充晶體凝固收縮形成的枝晶間隙，降低凝固裂紋敏感性。圖5a)表明，凝固裂紋長度為235mm時，晶界呈斷續狀，且晶界較厚，此類晶界表明液相在此處填充受到阻礙，凝固收縮形成的枝晶間隙不能及時得到液相填充，更易形成裂紋源。鋁鎂合金焊縫晶界為共晶β相，文獻指出β相在鎂含量小于3%(質量分數)時不容易從晶界中析出，提高鎂含量，沿晶界析出的β相在變形過程中就會變成凝固裂紋的裂紋源。因此，晶界化學成分是影響鋁鎂合金凝固裂紋開裂的重要因素之一。

圖4 凝固裂紋長度147.5mm時的焊縫晶界微觀形貌及能譜圖

圖5 凝固裂紋長度235mm時的焊縫晶界微觀形貌及能譜圖

能譜掃描結果表明，凝固裂紋長度147.5mm的焊縫區晶界的鎂含量為6.71% (質量分數，下同)，凝固裂紋長度235mm的焊縫區晶界的鎂含量為3.92%，前者晶界鎂含量多于后者。使用Pandat軟件對兩種鎂含量的鋁鎂相圖進行非平衡凝固模擬，模擬結果顯示，鎂含量6.75%時的固相形成溫度低于鎂含量3.92%時的，前者于629℃時開始形成固相，后者于642℃時才開始形成固相，同時前者于501℃時幾乎完全凝固，后者于573℃時就幾乎完全凝固。

圖6 t-(fS)^1/2散點圖

從Pandat軟件模擬結果中采集凝固過程的溫度t和固相質量分數fS數據，繪制 t-(fS)^1/2散點圖，如圖6所示。散點圖中t與(fS)^1/2的瞬時速率最大值可作為鋁鎂合金凝固過程凝固裂紋敏感性大小的指標，這一指標值越大，則代表凝固裂紋敏感性越大；由圖6可知，鎂含量6.71%的∣ dt/d(fS)^1/2∣ 最大值小于鎂含量3.92%的∣ dt/d(fS)^1/2 ∣最大值，即前者凝固裂紋敏感性小于后者，這與實際焊接情況相符。因此，晶界鎂含量與焊縫凝固裂紋敏感性有重要聯系，在5052鋁鎂合金焊接中，鎂含量越多，凝固裂紋敏感性越小。

03 結論

(1) 使用單脈沖MIG焊接5052鋁鎂合金，在焊接保護氣氬氣中添加25%氦氣，其焊縫凝固裂紋敏感性顯著增加；當氦氣比例增加到50%時，焊縫凝固裂紋長度與使用其他兩種焊接保護氣獲得的裂紋長度趨于一致，裂紋敏感性最差。

(2) 在5052鋁鎂合金單脈沖MIG中，隨焊接電流增加，焊縫凝固裂紋敏感性增大；方形電流波形雙脈沖MIG的焊縫凝固裂紋敏感性比單脈沖MIG的大。

(3) 晶界鎂含量與5052鋁鎂合金焊縫凝固裂紋敏感性大小有關，晶界鎂含量增加，有助于形成連續晶界，5052鋁合金焊縫凝固裂紋敏感性減小。