【正文】 表 41 180A電流下焊縫的拉伸強度 焊接電流 抗拉強度 σb （ MPa） 屈服強度 σs （ MPa） 非標準延伸率 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 。 分析焊接電流對接頭強度的影響，測試了不同焊接電流下接頭的抗拉強度。 硬度測試的壓痕（ 500x）如圖 42所示。 圖 41 不同電流下的顯微硬度分布 由測試結(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)最高硬度達到 349，較鈦合金母材高 %，分析認為是由于焊接熱輸入的作用導(dǎo)致熱影響區(qū)晶粒長大和生成的鈦馬氏體組織引起。從母材到焊縫，每隔 測試一點硬度。為了了解接頭的 機械 性能，分析接頭的 斷 口形貌，對接頭進行了拉伸試驗 和 硬度試驗，測試了接頭的綜合機械性能，對窄間隙條件下接頭嚙合效應(yīng)進行分析，評價接頭的力學(xué)性能。 母材中合金元素進入焊縫后呈現(xiàn)梯度分布。 3) 焊接過程中，因為母材的熔化而使得焊縫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。由于在窄間隙坡口下焊接，焊接接頭熱影響區(qū) 沒有明顯的粗晶區(qū)、細晶區(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 。其中， 180A下 A、 B兩區(qū)域 Al的平均質(zhì)量分數(shù) %， 240A下 Al平均質(zhì)量分數(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，進而導(dǎo)致焊縫的熔合比變大。 哈爾濱工業(yè)大學(xué)本科畢業(yè)設(shè)計（論文） 23 圖 315 Al、 V元素含量隨焊縫位置不同的變化 為的對比 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 ，同時排除局部區(qū)域元素分布不均勻?qū)Ρ冉Y(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。如圖 314所示，按照圖中由 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。 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（論文） 22 焊縫區(qū)域成分分析 窄間隙坡口 TIG焊接過程中，因為焊絲采用的是合金含量較低的近 α鈦合金，焊接過程中因為混入了母材中的合金成分而使得 焊縫 合金元素含量升高。 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而形成的針狀馬氏體組織。 哈爾濱工業(yè)大學(xué)本科畢業(yè)設(shè)計（論文） 21 圖 311 母材 顯微組織 圖 312 焊縫顯微組織 當高溫 β 相以較快的速度冷卻下來時，含 β 相穩(wěn)定元素的合金易得到一種網(wǎng)籃狀組織，冷卻速度進一步加快時， β相分解以非形核方式長大，發(fā)生無擴散馬氏體相變，生成針狀六方 α’相及正交馬氏體相。 冷卻速度較慢時，如母材的加工過程， 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。 圖 310 焊接接頭各區(qū)域微觀組織 母材（ A 區(qū)域 ） TC4 鈦合金高溫時是完全 β 相組織，體心立方晶格結(jié)構(gòu)，當溫度降至約 996℃ 時，開始由 β相向 α相轉(zhuǎn)變， α相呈密排六方結(jié)構(gòu)，因為材料中含有 β 相穩(wěn)定元素，不可能發(fā)生完全的 α相轉(zhuǎn)變，冷卻至室溫時呈現(xiàn) α+β 雙相組織。 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?，F(xiàn)以 240A 電流下接頭的顯微組織為例，對鈦合金窄間隙 TIG 焊接條件下接頭組織轉(zhuǎn)變規(guī)律進行說明。圖 39 同樣給出了連續(xù)冷卻時的相變情況，緩慢冷卻時， β→β+α ，增加冷卻速度會 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相無擴散相變得到的 。自高溫 β 相穩(wěn)定區(qū)冷卻下來， 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。其轉(zhuǎn)變的突出特點 是 新相與母相間具有嚴格的取向關(guān) 系， α相將以片狀或針狀有規(guī)則的析出，穿越整個晶粒 [18]。 本次試驗中所使用的母材 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。純鈦在高溫情況下呈現(xiàn)完全的 β相，當溫度降至 882℃ 度時，鈦會發(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。 哈爾濱工業(yè)大學(xué)本科畢業(yè)設(shè)計（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程中會發(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)。 隨 著熔池開始凝固，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并向焊縫中心區(qū)域推進。 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，即聯(lián)生結(jié)晶，外延生長，不是每個晶粒都能順利的長大到焊縫中心，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)長大，即晶粒在競爭中成長。 哈爾濱工業(yè)大學(xué)本科畢業(yè)設(shè)計（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，焊縫金屬開始凝固時，首先在熔合區(qū)處半熔化的晶粒處開始向焊縫中生長。 對比 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 。粗晶區(qū)緊鄰熔合線，加熱溫度高，高溫停留時間長，金屬處于過熱狀態(tài)，晶粒長大嚴重，脆性大，韌性低；細晶區(qū)位置相當于進行了正火處理而呈現(xiàn)細小均勻晶粒 ，性能較好 ；不完全正火區(qū)的特點是晶粒大小不一，性能也不盡一致。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 20mm，因此焊接造成的不利影響也相應(yīng)的減小。 240A 電流下焊接，因為 熱 輸入較大的緣故 ， 接頭的范圍要稍寬一些。 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)再到焊縫的過渡，焊接層數(shù)以及熱影響區(qū)的范圍。其中熱影響區(qū)雖然沒有熔化，但也因受到高溫影響而發(fā)生了組織轉(zhuǎn)變。 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)三個部分組成。 關(guān)于焊接坡口尺寸的確定，在第 5章中進行討論。焊縫側(cè)面和表面成形如圖 33a、b所示。 外觀檢驗，焊縫平滑過渡，無裂紋、咬邊、焊瘤等缺陷， 焊縫 表面 呈 銀白色 金屬光澤 。 表 31 焊接保護氣體流量 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，過大的熱輸入勢必導(dǎo)致接頭中應(yīng)力過大，焊縫及熱影響區(qū)晶粒粗大，性能變差，試驗中我們發(fā)現(xiàn)了有 焊縫 開裂的現(xiàn)象。 保護氣體含量的確定主要根據(jù)焊縫焊接后顏色確定。拉伸試驗前后的實物 圖如圖 213所示。 哈爾濱工業(yè)大學(xué)本科畢業(yè)設(shè)計（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。 強度測試 本論文采用拉伸試驗 測試接頭的抗拉性能，評價接頭的結(jié)合強度。 SME 成分分析 SME 試驗時， 試 樣的制作過程與金相 試樣 相同，拋光后不經(jīng)過腐蝕，直接在電鏡下進行觀察，本論文采用日本日立公司生產(chǎn)的掃 描電子顯微鏡（ Hitatchi S4700）進行顯微組織觀察，并用 SME 所附帶的能譜分析裝置（ EDS）進行由母材到焊縫的成分分析。 圖 211 測溫原理圖 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，通過電火花線切割機對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)過精銑，砂紙打磨，機械拋光后腐蝕得到，可以直接觀察到焊縫與熱影響區(qū)。 焊接過程中，工件上的溫度隨著瞬時熱源的移動作用而發(fā)生周期性的變化，稱之為焊接熱循環(huán)，焊接熱循環(huán)研究了焊接過程中工件上某點的溫度隨時間的變化，對于焊接熱循環(huán)的研究有助于加深對焊接過程的理解。本試驗中對焊接 后的 試板進行真空退火處理，熱處理規(guī)范 ： 真空條件下 650℃ 保溫 2h，隨爐冷卻。本試驗中所用 78mm厚鈦合金板，即使在窄間隙下焊接，接頭中還是會存在較大的殘余應(yīng)力。min1） 背側(cè)氣體流量 q（ L 表 22 焊接工藝試驗參數(shù) 焊接電流 I（ A） 焊槍氣體流量 q（ L 為了確定窄間隙鈦合金焊接的最佳電流參數(shù)，同時研究不同電流參數(shù)對于焊接接頭組織和性能的影響，根據(jù)已有文獻和經(jīng)驗，確定電流的大致范圍在100A~300A，本試驗中分別在 120A、 180A、 240A和 300A條件下進行鈦合金窄 間隙TIG焊接試驗， 焊接工藝試驗的相關(guān) 參數(shù)如表 22所示。 圖 210 試驗系統(tǒng)原理圖 焊接過程中，深入窄間隙坡口的 通氬銅管中氬氣流量很重要，焊接過程中氬氣流量過大，造成氣體在坡口間隙中的紊流，混入空氣而使保護效果變差；氬氣流量過小，同樣起不到良好的保護效果。將試件置于工作臺上，哈爾濱工業(yè)大學(xué)本科畢業(yè)設(shè)計（論文） 12 背面用鋁箔封好后通氬氣保護。焊接過程中，工件置于銅質(zhì)工作臺上，采用手工操作的方式進行焊接。 試驗設(shè)備及方法 試驗設(shè)備 根據(jù)厚板鈦合金窄間隙焊接特點，設(shè)計和制造了具有質(zhì)量輕、冷卻好、可深入窄間隙坡口內(nèi) 焊接 等特點的焊槍以及窄間隙下特殊的保護裝置，如圖 29a、 b、 c所示。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 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，通過焊接過程中變形情況的測量和分析進而確定最佳的坡口尺寸。因此近 α鈦合金具有較好的強度和塑韌性，其塑韌性要好于 TC4，其成分見表 21。因此選用塑韌性較好的近 α鈦合金 Ti4Al2V。 其退火后平衡組織以 α相為主， β相含量通常 930%。 TC4（ Ti6Al4V） 鈦合金屬于 α+β鈦合金。 蓋面 時所使用拖罩的設(shè)計也具有突出的特點，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；整個拖罩分為兩部分，兩部分有哈爾濱工業(yè)大學(xué)本科畢業(yè)設(shè)計（論文） 10 獨立的供氣系統(tǒng)（如 圖 27b 所示），前部分氣室較?。ㄈ鐖D 27c 所示），可以使氣流更集中， 這對于焊接試板邊緣特別有意義，可以 更好的保護試板邊緣，即在沒有引弧板的情況下也可以達到良好的焊接效果；拖罩內(nèi)的銅網(wǎng)使氣體更均勻的噴出。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，氬氣會聚集于坡口之中，實現(xiàn)對焊接高溫區(qū)長時間的保護 ，保護銅管實物圖如 27a 所示。 哈爾濱工業(yè)大學(xué)本科畢業(yè)設(shè)計（論文） 9 圖 24 焊槍與拖罩 圖 25 雙 U形窄間隙坡口 針對于本課題雙 U 形窄間隙坡口， 設(shè)計了一種能夠深入坡口中的 “ 拖罩 ” （圖26 所示）。如圖 25 所示為本課題設(shè)計的雙 U 形窄間隙坡口，坡口坡角小，窄而深，普通的拖罩根本無法深入其 中，而拖罩浮于試板表面時會造成坡口中氣體的紊流，使保護效果變差。 鈦合金敞開式焊接依靠焊炬噴嘴、拖罩（圖 24 所示）和背面保護裝置進行保護 [3]。因此鈦合金的焊接衍生出兩種方式：箱內(nèi)焊接和敞開式焊接。此時焊縫及熱影響區(qū)會因吸收空氣中的氮和氧而導(dǎo)致塑性下降。焊接過程中，隨著溫度的升高，鈦從 250℃ 開始吸氫， 400℃ 開始吸氧， 600℃ 開始 吸氮。 圖 2