北京航空制造工程研究所高能束流加工技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 蘆 偉 鞏水利 馬旭頤 楊 璟 鄧云華

空軍駐北京軍區(qū)軍代表室 史一寧

鈦合金因具有高比強(qiáng)度、高比剛度、抗蠕變、耐高溫和良好的焊接性等優(yōu)點(diǎn)而廣泛應(yīng)用于飛機(jī)機(jī)體結(jié)構(gòu)制造中，如鈦合金帶筋壁板結(jié)構(gòu)的制造[1]。因受整體成形和數(shù)控加工能力的限制，機(jī)身壁板結(jié)構(gòu)蒙皮與加強(qiáng)筋之間主要依靠鉚接和電阻焊技術(shù)實(shí)現(xiàn)連接，但其存在機(jī)身重量增加和生產(chǎn)效率較低的局限性。為實(shí)現(xiàn)壁板類結(jié)構(gòu)的輕質(zhì)、高效、低成本制造，近年來(lái)開(kāi)發(fā)出了一種新技術(shù)—雙光束（雙側(cè)）激光焊接技術(shù)[2]。

雙光束激光焊接是通過(guò)在加強(qiáng)筋兩側(cè)同時(shí)，同步進(jìn)行激光焊接，從而實(shí)現(xiàn)蒙皮與加強(qiáng)筋之間的連接，該技術(shù)不需要加強(qiáng)筋翻邊和鉚釘，可明顯減輕結(jié)構(gòu)質(zhì)量并提高生產(chǎn)效率，因此，成為壁板類結(jié)構(gòu)輕質(zhì)、高效制造的理想選擇[3-4]。

近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者相繼開(kāi)展了雙側(cè)激光焊接技術(shù)相關(guān)研究。Prisco等[5]研究發(fā)現(xiàn)雙側(cè)激光焊接T形接頭中焊縫分布對(duì)接頭性能有顯著影響，焊縫區(qū)最好不要超過(guò)蒙皮厚度的30%。Squillace等[6]研究了填充焊絲對(duì)接頭力學(xué)性能的影響，發(fā)現(xiàn)添加具有較高熔化潛熱的焊絲可改善接頭軟化現(xiàn)象。楊志斌等[7-8]研究了雙側(cè)激光焊接鋁合金T形接頭的焊接工藝、補(bǔ)焊工藝和力學(xué)性能，發(fā)現(xiàn)光束入射位置和入射角度對(duì)接頭成形質(zhì)量和力學(xué)性能有顯著影響，合金元素的蒸發(fā)導(dǎo)致了焊接接頭具有一定程度的軟化現(xiàn)象，采用雙側(cè)填絲補(bǔ)焊方法能夠有效消除焊縫原始缺陷而獲得成形良好的接頭。陶汪等[9]指出在滿足焊縫熔透要求的情況下，采用前送絲方式并增加填絲角度，可降低T形接頭內(nèi)部的氣孔缺陷。然而，這些研究大多針對(duì)鋁合金結(jié)構(gòu)，有關(guān)鈦合金雙側(cè)激光焊接的公開(kāi)報(bào)道極其少見(jiàn)。

本文以鈦合金機(jī)身壁板雙光束激光焊接技術(shù)開(kāi)發(fā)為背景，以TC4鈦合金雙光束激光焊接T形接頭為對(duì)象，通過(guò)對(duì)接頭進(jìn)行光學(xué)顯微組織觀察和拉伸性能測(cè)試，研究接頭各個(gè)區(qū)域的組織特征和拉伸性能，為雙光束激光焊接技術(shù)在鈦合金機(jī)身壁板類結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)材料與方法

加強(qiáng)筋與蒙皮分別采用1.5mm和2.0mm厚的退火態(tài)TC4鈦合金(GJB 2505-1995 M)，填充焊絲采用直徑為1.0mm的TC4同質(zhì)焊絲，材料化學(xué)成分和含量如表1所示。焊前采用機(jī)械打磨和化學(xué)清洗2種方法對(duì)待焊試件進(jìn)行處理。

T形接頭焊接所用設(shè)備為德國(guó)Trumpf公司生產(chǎn)的HL3006D YAG激光器和High YAG透射聚焦式焊接頭，其最大輸出功率為3kW，焦距為200mm，光斑直徑為0.6mm。配合日本川崎六軸聯(lián)動(dòng)機(jī)械手和奧地利Fronius KE7000送絲系統(tǒng)進(jìn)行焊接試驗(yàn)，所用焊接工藝參數(shù)如表2所示，保護(hù)氣體為Ar氣。

表1 試驗(yàn)材料的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))%

表2 雙光束激光焊接工藝參數(shù)

利用線切割在垂直于焊道方向切取T形接頭金相試樣，焊縫位于試樣中心部位。經(jīng)打磨、拋光和腐蝕后制成金相試樣。所用腐蝕劑為HF：HNO3：H2O=1：12：50。利用OLYMPUS BX51M型光學(xué)顯微鏡對(duì)接頭宏觀形貌和接頭各區(qū)域的微觀組織形貌進(jìn)行觀察分析。

根據(jù)HB 5143-96[10]，設(shè)計(jì)母材和T形接頭拉伸試樣，試樣垂直于焊縫方向截取，使焊縫位于試樣中心，試樣幾何形狀與尺寸如圖1所示。本研究設(shè)計(jì)了2種試樣形式：（1）標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣，中間為平行段（圖1（a））；（2）中間圓弧試樣，焊縫中心為最大受力位置（見(jiàn)圖1（b））。室溫拉伸試驗(yàn)在MTS萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，拉伸性能取至少3組有效數(shù)據(jù)的平均值。

圖1 拉伸試樣幾何尺寸 (mm)Fig.1 Geometry of tensile specimens

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 接頭橫截面宏觀形貌

圖2所示為雙光束激光焊接TC4合金T形接頭宏觀形貌照片?？梢钥闯?，焊接接頭成形良好，不存在咬邊和夾雜等缺陷。接頭可分為3個(gè)區(qū)域：焊縫區(qū)、熱影響區(qū)和未受熱影響的母材。焊縫輪廓清晰可見(jiàn)，為近似扇環(huán)形。焊縫和熱影響區(qū)較窄，相比蒙皮側(cè)熱影響區(qū)，加強(qiáng)筋側(cè)熱影響區(qū)略寬。焊縫區(qū)寬度約為700～1500μm，加強(qiáng)筋側(cè)熱影響區(qū)寬度約為200～700μm，蒙皮側(cè)熱影響區(qū)寬度約為200μm。

圖2 雙光束激光焊TC4合金T形接頭宏觀照片F(xiàn)ig.2 OM photo of TC4 T-joints by double-sided laser beam welding

2.2 接頭顯微組織

雙光束激光焊接TC4合金T形接頭的顯微組織如圖3所示。圖3（a）為母材的顯微組織?？梢杂^察到母材組織為α+β等軸組織，β相薄層分布在粗大的等軸α相周圍。由于原始試板經(jīng)過(guò)軋制處理，母材晶粒呈流線狀分布。焊縫區(qū)顯微組織與母材相比發(fā)生了顯著變化，主要由凝固形成的粗大β柱狀晶組成（見(jiàn)圖3（b））。β柱狀晶從靠近蒙皮和加強(qiáng)筋兩側(cè)熔合線處的母材熔化表面聯(lián)生結(jié)晶，向焊縫中心生長(zhǎng)，蒙皮側(cè)與加強(qiáng)筋側(cè)的柱狀晶生長(zhǎng)方向均垂直于熔合線，這與熔池?zé)醾鲗?dǎo)方向一致。β柱狀晶內(nèi)分布著大量快冷形成的針狀馬氏體α’，針狀馬氏體相互交錯(cuò)排列形成網(wǎng)籃狀馬氏體組織（見(jiàn)圖3（c）。與加強(qiáng)筋側(cè)焊縫區(qū)相比，蒙皮側(cè)焊縫區(qū)較窄，且β柱狀晶和馬氏體尺寸均較細(xì)小。熱影響區(qū)顯微組織如圖3（b）和3（d）所示，可以看出熱影響區(qū)顯微組織比焊縫區(qū)組織細(xì)小，近焊縫熱影響區(qū)存在一個(gè)細(xì)窄的過(guò)熱粗晶區(qū)，近母材熱影響區(qū)存在一個(gè)細(xì)晶區(qū)。熱影響區(qū)組織形態(tài)由細(xì)小的針狀馬氏體、針狀α相和少量等軸初生α相組成。

圖3 雙光束激光焊TC4合金T型接頭的顯微組織Fig.3 Microstructure of TC4 T-joint by double-sided laser beam welding

雙光束激光焊接TC4合金T形接頭不均勻的組織形態(tài)與母材自身的特點(diǎn)和激光焊接特性密切相關(guān)。作為高能束焊接技術(shù)，激光焊接具有加熱峰值溫度高，加熱速度和冷卻速度快等特點(diǎn)。TC4合金雙光束激光焊接過(guò)程中，填充焊絲和母材局部熔化，焊接熔池進(jìn)行了短暫而復(fù)雜的冶金反應(yīng)后凝固，焊縫金屬一次結(jié)晶顯微組織由單相β組成。鈦合金由于導(dǎo)熱性較差，熱容量大，β相極易快速長(zhǎng)大，生成粗大β柱狀晶。焊接熔池完全凝固后，隨著連續(xù)冷卻過(guò)程的進(jìn)行，焊縫金屬發(fā)生固態(tài)相變。由于冷卻速度極快，焊縫金屬由β相通過(guò)原子擴(kuò)散析出穩(wěn)定態(tài)α相的過(guò)程來(lái)不及進(jìn)行，而是通過(guò)切變相變生成馬氏體α’，馬氏體α’交叉排列形成網(wǎng)籃狀馬氏體組織。相比于加強(qiáng)筋側(cè)，蒙皮側(cè)具有較大的有效散熱面積和更高的熱傳導(dǎo)效率，因此，蒙皮側(cè)冷卻速度較快且β柱狀晶生長(zhǎng)速度較快，這就使得蒙皮側(cè)柱狀晶區(qū)略寬，且柱狀晶和馬氏體晶粒較細(xì)小。接頭熱影響區(qū)組織主要取決于焊接過(guò)程中所經(jīng)歷的熱循環(huán)。雙光束激光焊接TC4合金T形接頭的熱影響區(qū)最高加熱溫度比焊縫低，高溫組織由α相和β相組成；冷卻時(shí)，冷卻速度小于焊縫區(qū)，因此，β相除了通過(guò)切變相變生成針狀馬氏體外，一部分β相通過(guò)原子擴(kuò)散產(chǎn)生針狀α相，初生α相無(wú)相變。因此，該區(qū)域顯微組織為細(xì)小的針狀馬氏體、針狀α相和少量等軸α相，且針狀馬氏體比焊縫少。另外，由于蒙皮側(cè)冷卻速度比加強(qiáng)筋側(cè)快，加強(qiáng)筋側(cè)高溫停留時(shí)間長(zhǎng)，從而造成加強(qiáng)筋側(cè)熱影響區(qū)寬度大于蒙皮側(cè)。

2.3 接頭拉伸性能

焊接接頭作為組織和力學(xué)不均勻體，通過(guò)靜力拉伸試驗(yàn)只能得到其拉伸強(qiáng)度。表3為雙光束激光焊接TC4合金T形接頭和母材的拉伸性能?？梢钥闯?，T形接頭拉伸時(shí)，其斷裂部位處于距焊縫中心較遠(yuǎn)的母材上。接頭的拉伸強(qiáng)度約為1086MPa，與母材拉伸強(qiáng)度近似。由于焊接接頭都是在母材上斷裂，因此，接頭更多的反映了母材的性能特征。

表3 母材與焊接接頭的拉伸性能

為了獲得焊縫區(qū)的拉伸強(qiáng)度，設(shè)計(jì)了新的拉伸試樣形式（見(jiàn)圖1（b）），試樣中間段設(shè)計(jì)為圓弧，焊縫中心具有最小截面積。加載過(guò)程中焊縫區(qū)將處于最大應(yīng)力狀態(tài)，使得斷裂位置處于焊縫區(qū)，從而獲得焊縫拉伸強(qiáng)度。圖4所示為該形式T形接頭拉伸試樣的斷裂位置，可以看出，斷裂發(fā)生于焊縫區(qū)，因此該類試樣拉伸獲得的拉伸強(qiáng)度可反映焊縫區(qū)強(qiáng)度。所得焊縫區(qū)拉伸強(qiáng)度為1112MPa。從圖中還可發(fā)現(xiàn)斷裂從蒙皮側(cè)焊趾處發(fā)生，這可能是由于蒙皮側(cè)焊趾處應(yīng)力集中程度最大造成的，因此，蒙皮側(cè)焊趾是T形接頭焊縫區(qū)的薄弱環(huán)節(jié)。比較母材、焊縫區(qū)和T形接頭的拉伸強(qiáng)度（見(jiàn)圖5），發(fā)現(xiàn)焊縫區(qū)拉伸強(qiáng)度高于母材。

焊接接頭的力學(xué)性能與組織形態(tài)密切相關(guān)。雙光束激光焊TC4合金T形接頭焊縫區(qū)和熱影響區(qū)均存在鈦馬氏體，鈦馬氏體是一種硬脆相，對(duì)合金有一定的強(qiáng)化作用[11]。因此，T形接頭焊縫區(qū)的拉伸強(qiáng)度高于母材，母材是整個(gè)接頭的薄弱環(huán)節(jié)。但鈦馬氏體作為置換式過(guò)飽和固溶體，其對(duì)合金的強(qiáng)化作用較小，因此，與母材相比，焊縫區(qū)強(qiáng)度增加不超過(guò)5%。

圖4 焊縫區(qū)斷裂位置Fig.4 Fracture position of weld seam

圖5 母材、焊縫和焊接接頭拉伸強(qiáng)度比較Fig.5 Comparison of tensile strength among base metal, weld seam and welded joints

3 結(jié)論

（1）采用雙光束激光焊接TC4合金T形接頭，焊縫成形良好，焊縫形狀為近似扇環(huán)形。與蒙皮側(cè)相比，加強(qiáng)筋側(cè)焊縫區(qū)略窄，而熱影響區(qū)略寬。

（2）T形接頭母材顯微組織為α+β等軸組織；焊縫區(qū)顯微組織由粗大的β柱狀晶和柱狀晶內(nèi)快冷形成的網(wǎng)籃狀馬氏體組成，蒙皮側(cè)焊縫區(qū)內(nèi)柱狀晶和馬氏體晶粒比加強(qiáng)筋側(cè)細(xì)??；熱影響區(qū)組織由細(xì)小的針狀馬氏體、針狀α相和少量等軸α相組成。

（3）母材、焊縫區(qū)和T形焊接接頭的拉伸強(qiáng)度分別為1088MPa、1112MPa和1086MPa。焊縫區(qū)拉伸強(qiáng)度高于母材。

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