【正文】 材應(yīng)力變形大等問(wèn)題[15]。試驗(yàn)方案提出焊接厚板鈦合金的方法為窄間隙TIG多層焊。考慮到上述因素，所設(shè)計(jì)焊槍的體積越小越好，盡可能的輕質(zhì)，以減輕焊工的勞動(dòng)強(qiáng)度，保證焊接質(zhì)量。圖23 整體焊槍設(shè)計(jì)圖常溫下鈦表面鈍化層（氧化膜）的致密性極強(qiáng)，使得鈦非常穩(wěn)定。此時(shí)焊縫及熱影響區(qū)會(huì)因吸收空氣中的氮和氧而導(dǎo)致塑性下降。鈦合金敞開式焊接依靠焊炬噴嘴、拖罩（圖24所示）和背面保護(hù)裝置進(jìn)行保護(hù)[3]。圖24 焊槍與拖罩圖25 雙U形窄間隙坡口針對(duì)于本課題雙U形窄間隙坡口，設(shè)計(jì)了一種能夠深入坡口中的“拖罩”（圖26所示）。蓋面時(shí)所使用拖罩的設(shè)計(jì)也具有突出的特點(diǎn)，拖罩前部的弧形結(jié)構(gòu)，可以更好的貼合焊槍噴嘴，給予焊接區(qū)最充分的保護(hù)；整個(gè)拖罩分為兩部分，兩部分有獨(dú)立的供氣系統(tǒng)（如圖27b所示），前部分氣室較?。ㄈ鐖D27c所示），可以使氣流更集中，這對(duì)于焊接試板邊緣特別有意義，可以更好的保護(hù)試板邊緣，即在沒(méi)有引弧板的情況下也可以達(dá)到良好的焊接效果；拖罩內(nèi)的銅網(wǎng)使氣體更均勻的噴出。其退火后平衡組織以α相為主，β相含量通常930%。因此近α鈦合金具有較好的強(qiáng)度和塑韌性，其塑韌性要好于TC4，其成分見(jiàn)表21。 試驗(yàn)設(shè)備及方法 試驗(yàn)設(shè)備根據(jù)厚板鈦合金窄間隙焊接特點(diǎn)，設(shè)計(jì)和制造了具有質(zhì)量輕、冷卻好、可深入窄間隙坡口內(nèi)焊接等特點(diǎn)的焊槍以及窄間隙下特殊的保護(hù)裝置，如圖29a、b、c所示。將試件置于工作臺(tái)上，背面用鋁箔封好后通氬氣保護(hù)。為了確定窄間隙鈦合金焊接的最佳電流參數(shù)，同時(shí)研究不同電流參數(shù)對(duì)于焊接接頭組織和性能的影響，根據(jù)已有文獻(xiàn)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)。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/min15L/min7L/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338所示， 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336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)。 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?，F(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笑孪喾€(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。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沟煤缚p合金元素含量升高。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。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755715焊縫740700焊縫790755焊縫795755焊縫790740焊縫765720焊縫表42 240A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240A電流下沿厚度方向從焊縫表面到根部依次取樣765710焊縫760710焊縫785740焊縫800755焊縫805755焊縫785740焊縫綜合來(lái)看不同電流下的強(qiáng)度測(cè)試結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn)，不論是在何種電流條件下材料的抗拉強(qiáng)度隨著取樣的位置不同而變化，焊縫單側(cè)U形坡口的中下部的強(qiáng)度達(dá)到最高，其中180A電流下最大強(qiáng)度795MPa，240A電流下最大強(qiáng)度805MPa，分析強(qiáng)度變化原因，是因?yàn)槎鄬雍负附舆^(guò)程中，后層焊縫覆蓋在前一層焊縫的上部，并產(chǎn)生相互的熱作用，后一層焊縫對(duì)前一層焊縫有熱處理作用，而前一層焊縫可以對(duì)后一層焊縫產(chǎn)生預(yù)熱的作用。分析上述變化原因，在前一章中分析得出不同電流參數(shù)下晶粒尺寸相當(dāng)，接頭組織沒(méi)有明顯變化，但是在大電流下焊接熱輸入大，焊縫的熔合比變大，焊縫中混入了更多母材中的合金元素成分，強(qiáng)度得到的提升。在外加載荷作用下，接頭組織相互交錯(cuò)，發(fā)生嚙合，焊縫機(jī)械性能得到提高。圖44a所示為焊縫斷口處的宏觀形貌，斷口周圍有明顯的塑性變形的痕跡，斷口表面粗糙，灰暗無(wú)光澤。a）宏觀斷口b）斷口周圍的塑性變形圖44 斷口形貌本章主要研究鈦合金窄間隙TIG焊接接頭的力學(xué)性能，包括焊接接頭的顯微硬度、拉伸性能等，得出以下結(jié)論：1) 厚板鈦合金窄間隙TIG焊接接頭的顯微硬度隨著接頭區(qū)域的不同而變化，其中熱影響區(qū)因?yàn)榫ЯｉL(zhǎng)大和鈦馬氏體組織出現(xiàn)而使硬度最高，焊縫中因?yàn)榛烊肽覆牡某煞侄褂捕扔兴嵘?。斷口周圍有明顯的塑性變形痕跡，斷口表面灰暗，微觀形貌特征為韌窩，屬于韌性斷裂。理論上，窄間隙坡口的尺寸越小，由于焊接加工過(guò)程對(duì)結(jié)構(gòu)造成的影響就越小，但是坡口的尺寸不可能無(wú)限制的減小，焊接過(guò)程中要考慮諸多方面的因素，例如坡口的形式，焊接位置的可達(dá)性等。圖51 小尺寸坡口圖52 大尺寸坡口為了更好的控制厚板鈦合金焊接過(guò)程中的變形，本實(shí)驗(yàn)選擇了對(duì)稱雙U形坡口，目的是通過(guò)正反面交替焊接使焊接試板在焊接結(jié)束后保持平行。圖53 試板橫行收縮導(dǎo)致陶瓷噴嘴無(wú)法深入坡口中焊接在圖52所示坡口尺寸下焊接時(shí)，所用陶瓷噴嘴的外徑為10mm，保證了焊接過(guò)程的順利進(jìn)行，形成完整的接頭。的窄間隙坡口最適合于78mm厚鈦合金板窄間隙TIG焊接。通過(guò)對(duì)每層焊接后坡口頂端尺寸的測(cè)量，繪制成78mm厚鈦合金板窄間隙TIG焊焊接過(guò)程變形曲線如圖55所示。在整個(gè)焊接過(guò)程中，任意時(shí)刻的坡口尺寸都未小于11mm，這保證了焊槍陶瓷噴嘴深入到坡口之中，還有一定的擺動(dòng)余地，焊接過(guò)程順利進(jìn)行。如圖57所示。焊接過(guò)程中使用的焊接參數(shù)與焊接78mm厚鈦合金板焊接參數(shù)完全一致，目的是完全模擬雙邊U形坡口在焊縫根部的溫度場(chǎng)。圖513 2熱電偶各焊接層測(cè)溫曲線對(duì)比根據(jù)鈦合金焊接時(shí)保護(hù)的原則，當(dāng)金屬溫度降至200℃以下時(shí)，可以撤銷保護(hù)。焊接過(guò)程中采用兩側(cè)交替焊接控制角變形。結(jié) 論本論文對(duì)厚板鈦合金窄間隙TIG焊接工藝進(jìn)行了研究，獲得了以下主要結(jié)論：1) 通過(guò)窄間隙TIG焊接技術(shù)可以實(shí)現(xiàn)厚板鈦合金的優(yōu)質(zhì)連接，焊接電流在180A~240A是可以滿足焊接熱量要求，焊縫成形良好，無(wú)損檢驗(yàn)未發(fā)現(xiàn)缺陷。3) 厚板鈦合金窄間隙TIG焊接過(guò)程中，焊縫沿厚度方向上的強(qiáng)度分布并不均勻，焊縫中下部強(qiáng)度呈現(xiàn)最大值。宏觀斷口表面灰暗，微觀形貌特征為韌窩，屬于韌性斷裂，可以看到斷裂沿β晶界、α域界或α片層發(fā)生。參考文獻(xiàn)[1] 周水亮,陶軍,杜欲曉等. 細(xì)晶粒鈦合金薄板TIG焊溫度場(chǎng)分析[J].焊接學(xué)報(bào)，2010（12）：33~36.[2] 蔣成禹,汪汀,[J].7(6):16~20.[3] [M].北京：機(jī)械工業(yè)出版社，2001：589.[4] , , . Narrowgap welding of up to 110mm thick highstrength titanium alloys[J]. Welding Journal,2010(5):34.[5] ,. Welding and Evaluation of Titanium Alloy Plates[J]. Journal of the lessmon metals. 69: 1.[6] 張偉民,李國(guó)林,[J].(10)：48~53.[7] 宮平, 鈦合金電子束焊接工藝參數(shù)對(duì)焊縫形狀的影響[J]. 航空制造技術(shù),2010(29):180~182.[8] N. Saresh, M. Gopalakrishna Pillai, Jose Mathew. Investigations into the effects of electron beam welding on thick Ti–6Al–4V titanium alloy[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2007(192–193): 83~88.[9] 吳冰,張建勛,[J].焊接學(xué)報(bào),2010(2):10~12.[10] 王利發(fā),劉建中,胡本潤(rùn). TA15鈦合金電子束焊焊接接頭力學(xué)性能[J].焊接學(xué)報(bào), 2007, 27(1): 97100.[11] 張秉剛,王廷,[J].焊接學(xué)報(bào), 2009, 30(11): 5~8.[12] Academician I V Gorynn. Titanium99’: Science and Technology Central Research “Prometey”[C]. Russia: , 1999: 1.[13] Ushkov S, Khesin J D, Suvorov N V. Titanium99’: Science and Technology Central Research “Prometey” [C]. Russia: , 1999: 1050.[14] 楊春利,[M].哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學(xué)出版社,2003.[15] 侯繼軍,董俊慧. TC4 鈦合金TIG焊接性研究[J].(29):180~182.[16] [M].北京：機(jī)械工業(yè)出版社，2007：224.[17] （蘇）. 鈦合金金相學(xué)[M].蘇聯(lián)，1986：287.[18] 崔玉林. 細(xì)晶粒 TC4 鈦合金焊接溫度場(chǎng)模擬及晶粒長(zhǎng)大規(guī)律研究[D],哈爾濱：哈爾濱工業(yè)大學(xué)工學(xué)碩士論文，2007.[19] 吳承建,陳國(guó)良,強(qiáng)文江. 金屬材料學(xué)[M].北京：冶金工業(yè)出版色，2009：237.[20] 鄭喜剛,趙勇,蔣成禹. 鈦合金窄間隙 TIG 焊技術(shù)研究[J].鈦工業(yè)進(jìn)展,2006（5）:40~43.致 謝首先感謝哈爾濱工業(yè)大學(xué)先進(jìn)焊接與連接國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室給本論文提供了試驗(yàn)平臺(tái)。值此論文完成之際，謹(jǐn)向老師表示崇高的敬意和衷心的感謝。41