【正文】 和經(jīng)驗(yàn)，確定電流的大致范圍在100A~300A，本試驗(yàn)中分別在 120A、 180A、 240A和 300A條件下進(jìn)行鈦合金窄 間隙TIG焊接試驗(yàn)， 焊接工藝試驗(yàn)的相關(guān) 參數(shù)如表 22所示。min1） 背側(cè)氣體流量 q（ L本試驗(yàn)中對(duì)焊接 后的 試板進(jìn)行真空退火處理，熱處理規(guī)范 ： 真空條件下 650℃ 保溫 2h，隨爐冷卻。 圖 211 測(cè)溫原理圖 微觀組織分析 金相組織觀察 為了觀察接頭各區(qū)域的金相組織，通過(guò)電火花線切割機(jī)對(duì)不同條件下焊接形成的試件接頭取樣，制作金相試件，宏觀金相試件經(jīng)過(guò)精銑，砂紙打磨，機(jī)械拋光后腐蝕得到，可以直接觀察到焊縫與熱影響區(qū)。 強(qiáng)度測(cè)試 本論文采用拉伸試驗(yàn) 測(cè)試接頭的抗拉性能，評(píng)價(jià)接頭的結(jié)合強(qiáng)度。拉伸試驗(yàn)前后的實(shí)物 圖如圖 213所示。 表 31 焊接保護(hù)氣體流量 位置 焊槍 銅管 /拖罩 背側(cè) 氣體流量 8L/min 15L/min 7L/min 在 120A電流下焊接，可以得到外觀完整的接頭，但經(jīng)過(guò)超聲探傷后發(fā)現(xiàn)有未融合，在后續(xù)的拉伸試件斷口中的確發(fā)現(xiàn)了未熔合現(xiàn)象， 120A電流過(guò)小，熱輸入量不足，窄間隙坡口側(cè)壁熔合困難；在 300A電流下焊接，焊接效果不夠理想，首先，在如此大的電流焊接，鎢極燒損嚴(yán)重，易 造成焊縫夾鎢，其次惡劣的焊接條件影響焊工的操作，再次，過(guò)大的熱輸入勢(shì)必導(dǎo)致接頭中應(yīng)力過(guò)大，焊縫及熱影響區(qū)晶粒粗大，性能變差，試驗(yàn)中我們發(fā)現(xiàn)了有 焊縫 開(kāi)裂的現(xiàn)象。焊縫側(cè)面和表面成形如圖 33a、b所示。 鈦合金窄間 隙 TIG 多層焊焊接接頭宏觀 鈦合金窄間隙 TIG 多層焊 焊接 接頭 由焊縫、熔合區(qū)、熱影響區(qū)三個(gè)部分組成。 圖 34 為在 焊接接頭整體的宏觀 ，從圖中可以清楚的看到母材到熱影響區(qū)再到焊縫的過(guò)渡，焊接層數(shù)以及熱影響區(qū)的范圍。焊接從接頭的宏觀金相中可以看到，窄間隙下焊縫和熱影響區(qū)的尺寸都較小，最寬處不過(guò) 20mm，因此焊接造成的不利影響也相應(yīng)的減小。 對(duì)比 180A 和 240A 兩種電流下熱影響區(qū)晶粒尺寸的大小，如圖 3 38 所示，其中 180A 下晶粒的平均尺寸為 ， 240A 晶粒的平均尺寸為 ， 240A下晶粒尺寸稍大，是由于焊接熱輸入較大的原因造成的 。 從圖 3 36 宏觀金相中可以很容易辨別 出 焊縫區(qū)域，兩側(cè) 為熱影響區(qū) ，熱影響區(qū)部分晶粒局部熔化，晶粒直接從熔池壁上結(jié)晶，并沿著母材晶粒同一軸向生長(zhǎng)，即聯(lián)生結(jié)晶，外延生長(zhǎng)，不是每個(gè)晶粒都能順利的長(zhǎng)大到焊縫中心，只有那些結(jié)晶取向與溫度梯度方向相同的晶粒才能持續(xù)長(zhǎng)大，即晶粒在競(jìng)爭(zhēng)中成長(zhǎng)。 哈爾濱工業(yè)大學(xué)本科畢業(yè)設(shè)計(jì)（論文） 19 鈦合金 窄間隙 TIG 焊接接頭微觀組織分析 鈦及鈦合金同素異構(gòu)轉(zhuǎn)變 鈦及鈦合金在加熱和冷卻過(guò)程中會(huì)發(fā)生同素異構(gòu)轉(zhuǎn)變，這種同素異構(gòu)轉(zhuǎn)變是鈦及其合金相變的基礎(chǔ)。 本次試驗(yàn)中所使用的母材 TC4（ Ti6Al4V）鈦合金是典型的雙相鈦合金，在鈦中添加了 α穩(wěn)定元素 Al和 β相穩(wěn)定元素 V，因此在室溫下呈現(xiàn)雙相組織。自高溫 β 相穩(wěn)定區(qū)冷卻下來(lái)， β相若在等溫條件下轉(zhuǎn) 變，在不同的等溫溫度下得到不同的相變產(chǎn)物。現(xiàn)以 240A 電流下接頭的顯微組織為例，對(duì)鈦合金窄間隙 TIG 焊接條件下接頭組織轉(zhuǎn)變規(guī)律進(jìn)行說(shuō)明。 圖 310 焊接接頭各區(qū)域微觀組織 母材（ A 區(qū)域 ） TC4 鈦合金高溫時(shí)是完全 β 相組織，體心立方晶格結(jié)構(gòu)，當(dāng)溫度降至約 996℃ 時(shí)，開(kāi)始由 β相向 α相轉(zhuǎn)變， α相呈密排六方結(jié)構(gòu)，因?yàn)椴牧现泻?β 相穩(wěn)定元素，不可能發(fā)生完全的 α相轉(zhuǎn)變，冷卻至室溫時(shí)呈現(xiàn) α+β 雙相組織。 哈爾濱工業(yè)大學(xué)本科畢業(yè)設(shè)計(jì)（論文） 21 圖 311 母材 顯微組織 圖 312 焊縫顯微組織 當(dāng)高溫 β 相以較快的速度冷卻下來(lái)時(shí)，含 β 相穩(wěn)定元素的合金易得到一種網(wǎng)籃狀組織，冷卻速度進(jìn)一步加快時(shí)， β相分解以非形核方式長(zhǎng)大，發(fā)生無(wú)擴(kuò)散馬氏體相變，生成針狀六方 α’相及正交馬氏體相。 a）網(wǎng)籃狀組織 b）針狀鈦馬氏體 圖 313 熱影響區(qū)的顯微組織 哈爾濱工業(yè)大學(xué)本科畢業(yè)設(shè)計(jì)（論文） 22 焊縫區(qū)域成分分析 窄間隙坡口 TIG焊接過(guò)程中，因?yàn)楹附z采用的是合金含量較低的近 α鈦合金，焊接過(guò)程中因?yàn)榛烊肓四覆闹械暮辖鸪煞侄沟?焊縫 合金元素含量升高。 哈爾濱工業(yè)大學(xué)本科畢業(yè)設(shè)計(jì)（論文） 23 圖 315 Al、 V元素含量隨焊縫位置不同的變化 為的對(duì)比 電流在 180A和 240A兩種 情況下 焊縫合金元素 Al、 V以及基體元素 Ti的分布 ，同時(shí)排除局部區(qū)域元素分布不均勻?qū)?duì)比結(jié)果造成的不良影響，在相同放大倍數(shù)下截取焊縫相同位置的圖片，進(jìn)行整體區(qū)域能譜分析，兩種電流下掃描區(qū)域如圖 314所示 A和 B區(qū)，掃描結(jié)果如表 33所示。由于在窄間隙坡口下焊接，焊接接頭熱影響區(qū) 沒(méi)有明顯的粗晶區(qū)、細(xì)晶區(qū)，晶粒 尺寸 均勻，熱影響區(qū)尺寸 十分很窄 只有約 3mm， 這些體現(xiàn)了窄間隙條件下焊接的特點(diǎn) 。 母材中合金元素進(jìn)入焊縫后呈現(xiàn)梯度分布。從母材到焊縫，每隔 測(cè)試一點(diǎn)硬度。 硬度測(cè)試的壓痕（ 500x）如圖 42所示。 表 41 180A電流下焊縫的拉伸強(qiáng)度 焊接電流 抗拉強(qiáng)度 σb （ MPa） 屈服強(qiáng)度 σs （ MPa） 非標(biāo)準(zhǔn)延伸率 A（ %） 斷裂位置 180A電流下沿厚度方向從焊縫表面到根部依次取樣 755 715 焊縫 740 700 焊縫 790 755 焊縫 795 755 。 分析焊接電流對(duì)接頭強(qiáng)度的影響，測(cè)試了不同焊接電流下接頭的抗拉強(qiáng)度。 圖 41 不同電流下的顯微硬度分布 由測(cè)試結(jié)果可知，接頭橫街面上的硬度分布不均勻，兩種電流下硬度變化規(guī)律大致相同，鈦合金母材的平均硬度達(dá)到 ，熱影響區(qū)硬度明顯升高，其中 240A電流下熱影響區(qū)最高硬度達(dá)到 349，較鈦合金母材高 %，分析認(rèn)為是由于焊接熱輸入的作用導(dǎo)致熱影響區(qū)晶粒長(zhǎng)大和生成的鈦馬氏體組織引起。為了了解接頭的 機(jī)械 性能，分析接頭的 斷 口形貌，對(duì)接頭進(jìn)行了拉伸試驗(yàn) 和 硬度試驗(yàn)，測(cè)試了接頭的綜合機(jī)械性能，對(duì)窄間隙條件下接頭嚙合效應(yīng)進(jìn)行分析，評(píng)價(jià)接頭的力學(xué)性能。 3) 焊接過(guò)程中，因?yàn)槟覆牡娜刍沟煤缚p金屬中合金元素含量的升高，焊接電流越大 ， 焊縫熔合比越大。其中， 180A下 A、 B兩區(qū)域 Al的平均質(zhì)量分?jǐn)?shù) %， 240A下 Al平均質(zhì)量分?jǐn)?shù) %，高出 180A下 Al含量的 20%， V的平均含量高出 180A下 ，分析結(jié)果產(chǎn)生的原因，焊接電流增大后，焊接線能量增加，母材熔化量增加，進(jìn)而導(dǎo)致焊縫的熔合比變大。如圖 314所示，按照?qǐng)D中由 C區(qū)域到 I區(qū)域 的順序?qū)缚p分區(qū)域掃描合金元素含量，成分分析解如表 32所示。 圖 313 為鈦合金焊接試板接頭熱影響區(qū)（ B 區(qū)域）的顯微組織圖片，窄間隙條件下焊接，熱影響區(qū)范圍窄，冷卻速度快，因此在熱影響區(qū)形成了如圖 313a 所示網(wǎng)籃狀組織，圖 313b 所示為冷卻速度更快時(shí)而形成的針狀馬氏體組織。 冷卻速度較慢時(shí)，如母材的加工過(guò)程， α相由 β相中析出，得到片 層 狀魏氏組織以及沿 β晶界析出的 α相。 接頭的 各 區(qū)域如圖 310 所示 ， A、 B、 C 分別代表母材、熱影響區(qū)及焊縫。圖 39 同樣給出了連續(xù)冷卻時(shí)的相變情況，緩慢冷卻時(shí)， β→β+α ，增加冷卻速度會(huì) 出現(xiàn) ω 相， 再 增加冷卻速度，可以不發(fā)生相變得到室溫介穩(wěn)的 β相，或者得到 斜方結(jié)構(gòu)的 α’或者 α’’馬氏體相 ，鈦馬氏體是由高溫 β相無(wú)擴(kuò)散相變得到的 。其轉(zhuǎn)變的突出特點(diǎn) 是 新相與母相間具有嚴(yán)格的取向關(guān) 系， α相將以片狀或針狀有規(guī)則的析出，穿越整個(gè)晶粒 [18]。純鈦在高溫情況下呈現(xiàn)完全的 β相，當(dāng)溫度降至 882℃ 度時(shí)，鈦會(huì)發(fā)生同素異構(gòu)轉(zhuǎn)變，即由體心立方 βTi→ 密排六方 αTi， αTi在 882℃ 以下穩(wěn)定，所以鈦在常溫下呈現(xiàn)完全的 α相組織。 隨 著熔池開(kāi)始凝固，晶粒在焊縫形成聯(lián)生結(jié)晶后，垂直于熔合線呈柱狀晶生長(zhǎng)并向焊縫中心區(qū)域推進(jìn)。 哈爾濱工業(yè)大學(xué)本科畢業(yè)設(shè)計(jì)（論文） 18 圖 35 180A下宏觀金相 圖 36 240A下宏觀金相 圖 37 180A 下熱影響區(qū)的晶粒圖 圖 38 240A 下熱影響區(qū)的晶粒圖 厚板鈦合金在 TIG 焊接熱循環(huán)的作用下，焊縫金屬開(kāi)始凝固時(shí)，首先在熔合區(qū)處半熔化的晶粒處開(kāi)始向焊縫中生長(zhǎng)。粗晶區(qū)緊鄰熔合線，加熱溫度高，高溫停留時(shí)間長(zhǎng)，金屬處于過(guò)熱狀態(tài)，晶粒長(zhǎng)大嚴(yán)重，脆性大，韌性低；細(xì)晶區(qū)位置相當(dāng)于進(jìn)行了正火處理而呈現(xiàn)細(xì)小均勻晶粒 ，性能較好 ；不完全正火區(qū)的特點(diǎn)是晶粒大小不一，性能也不盡一致。 240A 電流下焊接，因?yàn)?熱 輸入較大的緣故 ， 接頭的范圍要稍寬一些。其中熱影響區(qū)雖然沒(méi)有熔化，但也因受到高溫影響而發(fā)生了組織轉(zhuǎn)變。 關(guān)于焊接坡口尺寸的確定，在第 5章中進(jìn)行討論。 外觀檢驗(yàn)，焊縫平滑過(guò)渡，無(wú)裂紋、咬邊、焊瘤等缺陷， 焊縫 表面 呈 銀白色 金屬光澤 。 保護(hù)氣體含量的確定主要根據(jù)焊縫焊接后顏色確定。 哈爾濱工業(yè)大學(xué)本科畢業(yè)設(shè)計(jì)（論文） 14 利用線切割將焊接接頭切成拉伸試件，使焊縫居中，拉 伸 試件尺寸如圖 212所示，在精磨床上將線切割面上殘留的溝槽磨平。 SME 成分分析 SME 試驗(yàn)時(shí)， 試 樣的制作過(guò)程與金相 試樣 相同，拋光后不經(jīng)過(guò)腐蝕，直接在電鏡下進(jìn)行觀察，本論文采用日本日立公司生產(chǎn)的掃 描電子顯微鏡（ Hitatchi S4700）進(jìn)行顯微組織觀察，并用 SME 所附帶的能譜分析裝置（ EDS）進(jìn)行由母材到焊縫的成分分析。 焊接過(guò)程中，工件上的溫度隨著瞬時(shí)熱源的移動(dòng)作用而發(fā)生周期性的變化，稱之為焊接熱循環(huán)，焊接熱循環(huán)研究了焊接過(guò)程中工件上某點(diǎn)的溫度隨時(shí)間的變化，對(duì)于焊接熱循環(huán)的研究有助于加深對(duì)焊接過(guò)程的理解。本試驗(yàn)中所用 78mm厚鈦合金板，即使在窄間隙下焊接，接頭中還是會(huì)存在較大的殘余應(yīng)力。 表 22 焊接工藝試驗(yàn)參數(shù) 焊接電流 I（ A） 焊槍氣體流量 q（ L 圖 210 試驗(yàn)系統(tǒng)原理圖 焊接過(guò)程中，深入窄間隙坡口的 通氬銅管中氬氣流量很重要，焊接過(guò)程中氬氣流量過(guò)大，造成氣體在坡口間隙中的紊流，混入空氣而使保護(hù)效果變差；氬氣流量過(guò)小，同樣起不到良好的保護(hù)效果。焊接過(guò)程中，工件置于銅質(zhì)工作臺(tái)上，采用手工操作的方式進(jìn)行焊接。鈦合金窄間隙焊接工藝的研究較少，并不確定雙 U形坡口的具體尺寸，因此本次焊接工藝試驗(yàn) 選用了兩種尺寸的雙 U形窄間隙坡口，坡口尺寸如圖 28a、 b所示，通過(guò)焊接過(guò)程中變形情況的測(cè)量和分析進(jìn)而確定最佳的坡口尺寸。因此選用塑韌性較好的近 α鈦合金 Ti4Al2V。 TC4（ Ti6Al4V） 鈦合金屬于 α+β鈦合金。由于窄間隙坡口窄而深的特征，接近于垂直的坡口側(cè)壁形成兩側(cè) 天然的氣槽，加之氬氣的密度大于空氣，氬氣會(huì)聚集于坡口之中，實(shí)現(xiàn)對(duì)焊接高溫區(qū)長(zhǎng)時(shí)間的保護(hù) ，保護(hù)銅管實(shí)物圖如 27a 所示。如圖 25 所示為本課題設(shè)計(jì)的雙 U 形窄間隙坡口，坡口坡角小，窄而深，普通的拖罩根本無(wú)法深入其 中，而拖罩浮于試板表面時(shí)會(huì)造成坡口中氣體的紊流，使保護(hù)效果變差。因此鈦合金的焊接衍生出兩種方式：箱內(nèi)焊接和敞開(kāi)式焊接。焊接過(guò)程中，隨著溫度的升高，鈦從 250℃ 開(kāi)始吸氫， 400℃ 開(kāi)始吸氧， 600℃ 開(kāi)始 吸氮。 焊槍黃銅制主體如圖 21 所示，總長(zhǎng)度 40mm，保證了槍體輕質(zhì)的特點(diǎn)，減輕了焊接工人負(fù)擔(dān)；特 制 的陶瓷噴嘴 （圖 22 所示） 外徑 D 只有 10mm，長(zhǎng)度 L卻達(dá)到了 63mm，可以深入窄間隙坡口中進(jìn)行焊接；焊槍具有良好的水冷系統(tǒng)，試驗(yàn)證明即使在較大的焊接電流下長(zhǎng)時(shí)間焊接，焊槍也不會(huì)過(guò)熱 。焊接前估計(jì)所使用焊接電流值 100A~300A，因此，所設(shè)計(jì)焊槍應(yīng)承受較大的焊接電流，這要求焊槍必須有良好的冷卻系統(tǒng) ； 窄間隙坡口是 窄而深的間隙，采用 TIG 焊的方法在窄間隙坡口條件下焊接，焊槍的氣體保護(hù)噴嘴必須深入到窄間隙坡口中，對(duì)焊接區(qū)充分的保護(hù)。 針對(duì)厚板鈦合金窄間隙 TIG 焊接，研究?jī)?nèi)容主要圍繞以下幾個(gè)方面研究： 哈爾濱工業(yè)大學(xué)本科畢業(yè)設(shè)計(jì)（論文） 6 1. 焊槍及保護(hù)裝置的設(shè)計(jì)及制造 2. 厚板鈦合金焊接工藝的確定及參數(shù)的優(yōu)化 3. 焊接接頭金相組織的觀察和力學(xué)性能的測(cè)試 4. 焊接溫度場(chǎng)的測(cè)量及焊接變形控制的分析 哈爾濱工業(yè)大學(xué)本科畢業(yè)設(shè)計(jì)（論文） 7 第 2 章 焊接工藝試驗(yàn) 焊槍及 保護(hù)裝置的設(shè)計(jì)及制作 焊槍的設(shè)計(jì)及制作 作為氬弧焊機(jī)重要組成部分之一的氬弧焊槍，其作用是夾持鎢極、傳導(dǎo)焊接電流和輸送保護(hù)氣。 厚板鈦合金窄間隙 TIG 焊接 鑒 于此，提出一種利用手工氬弧焊，窄間隙條件下焊接厚板鈦合金的方法，并配以良好的惰性氣體保護(hù)措施。 圖 16 不同聚焦電流下焊縫成形情況 圖 17 聚焦電流對(duì)焊縫成形參數(shù)的影響 哈爾濱工業(yè)大學(xué)本科畢業(yè)設(shè)計(jì)（論文） 5