TC4鈦合金窄間隙激光填絞股焊絲焊接接頭組織及性能

杜勇， 李峰， 夏希瑋， 武鵬博， 孫徠博， 方乃文

(1.中國船級社廣州分社，廣州510235；2.哈爾濱焊接研究院有限公司，哈爾濱 150028)

0 前言

鈦合金具有質輕、無磁性、比強度高及耐海洋環境腐蝕能力優良等特點，在海洋工程領域得到了廣泛的應用，特別適用于輕型海工裝備的制造，是海洋領域的新型關鍵有色金屬材料[1-5]。隨著中國海洋工程發展策略逐漸向大尺寸、厚壁化方向轉變，對厚板鈦合金的焊接需求越來越迫切。因此，厚板鈦合金高效焊接技術受到了相關研究人員的持續關注[6-9]。

與傳統激光焊相比，窄間隙激光填絲焊由于具有焊接熱輸入小、熱影響區窄、應力變形小等優點而在厚壁材料焊接中極具發展潛力。另外，由于焊絲的添加，對于焊接坡口的容忍度大幅提升，同時通過焊絲的有益元素的補充可以彌補焊接過程中的元素燒損。國內外學者相繼對厚壁窄間隙激光填絲焊開展了一系列研究，內容涉及多種材料，包括低碳鋼、不銹鋼、高強鋼、鋁合金、鎳基合金和高溫合金等[10-15]，發現該技術獲得的焊接接頭具有應力變形小、焊縫質量高等優點，這些優點對于解決鈦合金焊接過程中存在的導熱性較差、熔點較高和高溫停留時間較長等問題效果顯著。

為了豐富現階段厚板鈦合金窄間隙激光填絲焊接的理論和應用研究，采用熔敷效率較高的絞股實心焊絲作為填充金屬，對20 mm厚TC4鈦合金板進行了激光填絲焊接，開展了焊接接頭不同區域的組織分析和性能測試，探究了厚板鈦合金在焊接過程中焊接接頭的組織與性能的分布規律，為厚板鈦合金結構在深海工程、武器裝備等領域的實際應用提供基礎數據支撐。

1 試驗材料與方法

試驗采用 TC4鈦合金試板尺寸規格為500 mm×200 mm×20 mm，待焊試板加工成Y形坡口，坡口鈍邊為2 mm，坡口根部間隙為3.2 mm，單邊坡口角度為1.5°。填充金屬采用直徑為1.6 mm 的1×3結構的TC4鈦合金絞股焊絲，母材及焊絲化學成分見表1。焊前采用(5%HF+30%HNO3的水溶液，體積分數)對待焊試板進行酸洗，酸洗后的試板再通過水洗去除酸洗溶液后烘干備用，焊接工藝參數見表2，共計填充8道完成整個試板的焊接。

表1 母材及焊絲化學成分(質量分數，%)

表2 焊接工藝參數

試驗采用YLS-30000-S4光纖激光器及D50W激光頭，由KUKA機器人控制運動軌跡完成焊接過程。焊接過程采用自制拖罩進行送氣保護，保護氣體為99.99%的高純度Ar，氣體流量為35 L/min，施焊前提前5 s通入Ar，施焊滯后5 s停氣，以保證焊縫在高溫區域在冷卻過程仍然能得到保護。

焊接完成后采用線切割設備從焊接試板上截取試樣并進行研磨拋光，用2%HF+4%HNO3(體積分數)的水溶液進行腐蝕，然后采用OM，SEM，XRD等檢測方法觀察和分析焊縫、熱影響區和母材的顯微組織和物相構成；對焊接接頭進行顯微硬度測試，載荷為4.9 N，保持時間為10 s；按照圖1所示加工室溫拉伸試樣。

圖1 焊接接頭拉伸試樣示意圖

2 試驗結果及討論

2.1 焊接接頭組織形貌

圖2為TC4鈦合金激光填絲焊接接頭宏觀組織形貌。從圖2可以清晰地觀察到，焊縫成形良好，未觀察到側壁未熔合、氣孔及裂紋等焊接缺陷存在，沿壁厚方向熱影響區寬度分布較為均勻。

圖2 TC4鈦合金激光填絲焊接頭宏觀組織形貌

圖3為TC4鈦合金母材的顯微組織。圖3a和圖3b分別是TC4鈦合金母材的低倍和高倍顯微組織，母材由均勻分布的α相和β相構成，β相依附在基體α相周邊均勻分布。

圖4為熱影響區顯微組織。熱影響區組織中針狀α′馬氏體較多，密集混亂排列，且長寬比較大，熱影響區主要由針狀α′馬氏體+初生α相組成。焊接過程中熱影響區在焊接熱循環的作用，會在β相轉變溫度以上停留，在隨后的快速冷卻過程中，β相會切變為針狀α′馬氏體。

圖3 母材顯微組織

圖4 熱影響區顯微組織

圖5為焊縫顯微組織。焊接過程中，焊縫周圍母材及填充焊絲經激光束快速熔化后，母材及焊絲中的等軸初生α相和β相全部熔化為液態金屬。由于激光焊接過程中峰值溫度高、冷卻速度快，因此焊縫在凝固的過程中在焊縫區形成了具有一定方向性的粗大柱狀原始β晶粒，在粗大柱狀原始β晶粒內部存在網籃狀α′馬氏體。

圖5 焊縫顯微組織

2.2 XRD物相分析

圖6為焊縫XRD圖譜。由圖6可知，TC4鈦合金激光填絞股焊絲焊接接頭的焊縫都是密排六方晶體結構，沒有其它晶體結構產生，同時結合上文焊接接頭微觀組織分析可知，主要由α′馬氏體組成，沒有發現其它析出相。

圖6 焊縫XRD圖譜

2.3 焊接接頭顯微硬度

圖7是20 mm厚鈦合金焊接接頭蓋面層、填充層、打底層的顯微硬度分布。由圖7可知，蓋面層、填充層、打底層的硬度分布均呈焊縫>熱影響區>母材的規律。上述結果可能是因為鈦合金各相的硬度排序為α′>α>β[15]，由于2組焊縫中均含有大量針狀α′馬氏體相互交錯排列，且α′馬氏體有較高的位錯密度和一定數量的孿晶，從而會產生一定數量的晶界，使焊縫區域硬度(375 HV)高于其它區域，而2組焊接接頭的熱影響區內也有少量α′馬氏體，從而其硬度也同樣略高于母材的α+β相。對比焊縫中心的硬度，填充層和打底層的硬度相差較小，而蓋面層的硬度略微增加。上述結果可能是因為填充層和打底層焊縫組織在后續焊接時受到多次焊接熱循環作用，對前一道焊縫起到去應力的作用，而蓋面層未受到熱循環作用，因此α′馬氏體強化作用更為明顯。

圖7 焊接接頭硬度分布圖

2.4 焊接接頭力學性能

母材及焊接接頭的抗拉強度見表3。焊接接頭的平均抗拉強度為940 MPa，略高于母材。上述結果主要是因為焊縫中α′馬氏體強化會提升焊接接頭的強度，但同時也會造成塑性一定程度的降低，使焊接接頭拉伸試樣的斷后伸長率略低于母材。圖8為焊接接頭拉伸試樣斷后的宏觀與微觀形貌，拉伸斷口中存在大量韌窩，但韌窩較淺；隨著拉伸應力的持續增加，接頭開始發生塑性變形使位錯進入微孔，微孔頸縮進一步縮斷聚合從而形成微裂紋，隨著拉伸的進行裂紋繼續擴展直至發生斷裂，形成了微觀上呈韌窩態的斷口形貌。

表3 母材及焊接接頭拉伸性能

圖8 拉伸試樣及斷后形貌

3 結論

(1)焊接接頭中焊縫整體成形良好，無明顯未熔合和氣孔等缺陷。

(2)焊接接頭中熱影響區比母材晶粒稍大，由針狀α′馬氏體+初生α相組成；焊縫由粗大的原始β柱狀晶和內部網籃狀α′馬氏體組成。

(3)焊接接頭的平均抗拉強度為940 MPa，高于母材925 MPa，斷裂位置在母材，拉伸斷口主要特征為韌性斷裂，韌窩較淺；焊縫的顯微硬度高于母材和熱影響區，平均數值為375 HV。