馮靖， 呂雪巖， 周曉鋒， 武少杰， 程方杰，2

(1.天津大學(xué)，天津 300072；2.天津市現(xiàn)代連接技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072)

0 前言

鈦及鈦合金作為20世紀(jì)中葉發(fā)展起來的一種重要金屬材料，在性能上具有低溫性能好、比強(qiáng)度高、抗沖擊性能與耐腐蝕性能強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)，滿足了許多海洋工程材料的特殊要求，因此鈦合金享有“海洋金屬”、“智能金屬”等美譽(yù)[1-2]。另外，在某些特定腐蝕環(huán)境下，鈦合金管也成為代替不銹鋼管、銅合金管及鎳基合金管的理想材料，在顯著提高管道壽命的同時(shí)，還可達(dá)到減重的目的[3]。在國外，鈦合金管道已經(jīng)被成功用于了高溫油井管、醫(yī)療設(shè)備介入導(dǎo)管、飛機(jī)艦船的燃料和冷卻管道系統(tǒng)[4]；國內(nèi)對(duì)于鈦合金管道焊接性的研究尚未形成成熟的體系，特別是在批量化生產(chǎn)高強(qiáng)度高耐蝕性的厚壁無縫管及其配套焊接工藝方面明顯落后工業(yè)發(fā)達(dá)國家，這極大限制了國內(nèi)鈦合金管道的推廣應(yīng)用。

鈦合金由于熔點(diǎn)高、導(dǎo)熱性差、在焊接等熱加工過程中易吸收H，O，N等元素使得接頭產(chǎn)生脆化等，嚴(yán)重地降低了焊接接頭的綜合力 學(xué)性能[5-6]。理論上，常用的焊接工藝包括等離子弧焊、電子束焊、激光焊、MIG、電渣焊及TIG等都可以用于鈦合金的焊接[7-13]。但經(jīng)過調(diào)研發(fā)現(xiàn)，在諸多的鈦合金焊接方法中，真正在工程上應(yīng)用最成熟和最廣泛的還是TIG，TIG工藝雖然效率較低，但是它具有操作靈活、適用范圍廣、成本低及接頭綜合性能高等優(yōu)點(diǎn)[14]。

該研究選用了自動(dòng)送絲和手動(dòng)填絲2種典型的TIG進(jìn)行工藝開發(fā)。文中的焊接對(duì)象是采用熱連軋工藝制造的一種厚壁高強(qiáng)高耐蝕的鈦合金無縫管，熱連軋作為一種簡便高效的鈦合金管材生產(chǎn)技術(shù)，可實(shí)現(xiàn)厚壁鈦合金無縫管的連續(xù)化生產(chǎn)，但熱連軋工藝具有厚度公差大、生產(chǎn)管胚短的缺點(diǎn)，通常需要配合相應(yīng)的焊接成形工序。文中采用TIG手工填絲和自動(dòng)送絲2種焊接方式進(jìn)行工藝試驗(yàn)，對(duì)比分析了2種TIG焊接方法下焊縫的成形、組織及力學(xué)性能差異，對(duì)于該系厚壁高強(qiáng)高耐蝕的鈦合金無縫管的焊接生產(chǎn)具有一定的參考價(jià)值。

1 試驗(yàn)材料、設(shè)備及方法

TIG自動(dòng)送絲選用了福尼斯TransTig型焊機(jī)，TIG手工填絲選用了米勒350型多功能焊機(jī)。試驗(yàn)材料選用了198 mm×89 mm×7.8 mm的Ti-Al-Nb-Zr-Mo系近α型無縫高強(qiáng)鈦管。自動(dòng)送絲選用了直徑1.6 mm、鈦含量大于99.9%、標(biāo)稱抗拉強(qiáng)度為295～470 MPa的HTA0-1M純鈦型焊絲，手工填絲工藝使用同材質(zhì)直徑3.0 mm的焊料棒。管與管之間采用V形坡口對(duì)接，坡口角度為60°±5°，鈍邊尺寸為1 mm，坡口間隙量為1.5 mm，焊道排布及坡口形貌尺寸如圖1所示。保護(hù)氣采用純度為99.99%的高純氬氣，保護(hù)氣流量為15 L/min，焊接過程中采用拖罩通氬氣對(duì)高溫焊縫進(jìn)行保護(hù)，尾罩保護(hù)氣流量為20 L/min。TIG自動(dòng)送絲與手工填絲的焊接電參數(shù)和運(yùn)動(dòng)參數(shù)見表1。

圖1 TIG過程焊道排布及坡口尺寸形貌圖

表1 2種TIG方式下焊接工藝參數(shù)

由于TIG自動(dòng)送絲與手工填絲選用的試驗(yàn)材料、尺寸一致，因此采用相同的取樣標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行力學(xué)綜合性能評(píng)判。采用線切割的方法分別在鈦管上截取2個(gè)全厚度尺寸的拉伸標(biāo)準(zhǔn)試樣和9個(gè)沖擊標(biāo)準(zhǔn)試樣，沖擊試樣的缺口分別開在母材、熱影響區(qū)處和焊縫處，取樣標(biāo)準(zhǔn)參照GB/T 228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分：室溫試驗(yàn)方法》和GB/T 229—2007《金屬材料 夏比擺錘沖擊試驗(yàn)方法》。

硬度測試選用了HVA-10A型小負(fù)荷的顯微維氏硬度儀，測量載荷為1 kg，負(fù)載時(shí)間10 s，測量位置為焊縫上沿距離表面4 mm位置處。從焊縫中心線到母材方向，每隔0.5 mm進(jìn)行一次硬度測試；拉伸試驗(yàn)在MTS的電子萬能拉伸機(jī)上進(jìn)行，試驗(yàn)前用水砂紙打磨線切割加工面，以保證試驗(yàn)的準(zhǔn)確性；沖擊試驗(yàn)采用擺錘式?jīng)_擊試驗(yàn)機(jī)在-10 ℃條件下保溫15 min后，分別對(duì)母材、熱影響區(qū)及焊縫區(qū)域進(jìn)行試驗(yàn)，測試結(jié)果取平均值。

2 焊縫成形及組織分析

圖2為2種焊接方法下接頭的宏觀形貌，可以看出，TIG自動(dòng)送絲的接頭宏觀成形要優(yōu)于TIG手工填絲，這取決于小尺寸管道自動(dòng)焊下具有更高的精準(zhǔn)度與穩(wěn)定性。TIG手工填絲接頭表面成形不均勻，形成了明顯的余高，約為1.5 mm。TIG自動(dòng)送絲的接頭表面光滑平整，無明顯余高，焊縫表面有亮銀色魚鱗紋產(chǎn)生。2種TIG方法下的熔寬均在10 mm左右，且表面均無明顯氧化、未熔合和氣孔等缺陷產(chǎn)生；圖3為2種焊接方法下接頭的截面形貌，由圖可知，焊縫背部均存在一定的余高。此外，TIG手工填絲由于熱輸入更大、焊接過程中的熱作用更加隨機(jī)復(fù)雜，截面形貌表現(xiàn)更粗大的晶粒尺寸及更復(fù)雜的組織變化特征。

圖2 2種TIG焊接方法下的鈦管表面形貌

圖3 2種TIG焊接方式下鈦管截面形貌

由圖4可知，母材主要由白亮色初生等軸α相、魏氏組織及少量β相成。魏氏組織為原β晶粒上析出的平行片層狀α相。鈦合金中魏氏組織的形成機(jī)理是當(dāng)加熱到β相區(qū)溫度下緩慢冷卻，α片層充分生長而形成，其組織特點(diǎn)表現(xiàn)為斷裂韌性高，延伸率差，母材中魏氏組織的出現(xiàn)是熱連軋過程中變形量不足與冷卻速度慢導(dǎo)致的。

圖4 母材微觀組織

2種焊接方法下焊縫及熱影響區(qū)組織形貌如圖5所示，圖5a和圖5e截取了2種焊接方法下接頭的典型區(qū)域。其中，TIG手工填絲的熱輸入要遠(yuǎn)大于自動(dòng)送絲，導(dǎo)致2種方法下的焊縫及熱影響區(qū)處組織特征有一定的區(qū)別。圖5b與圖5f為過渡區(qū)組織，在高于β相變點(diǎn)的焊接熱循環(huán)作用下，該區(qū)域中原始等軸初生α相和β相發(fā)生了明顯粗化，原始等軸α晶粒上析出了大量的不均勻β相，導(dǎo)致過渡區(qū)中原始等軸α組織的晶界特征變得模糊，并伴隨有少量細(xì)針狀α’馬氏體生成，2種焊接方法下過渡區(qū)組織無明顯差異；圖5c與圖5g為熱影響區(qū)組織，該區(qū)域所經(jīng)歷的焊接熱循環(huán)峰值溫度升高，晶粒尺寸變大。其中，TIG手工填絲下β晶界輪廓明顯，并沿β晶界首先析出連續(xù)的晶界α相，β晶界內(nèi)部生成了大量的細(xì)針狀α’馬氏體。TIG自動(dòng)送絲下原始β晶界難以發(fā)現(xiàn)，生成粗大的α’馬氏體組織。相比而言，手工填絲下接頭的粗晶區(qū)形成的細(xì)針狀α’馬氏體比例更高，尺寸更加均勻細(xì)長；圖5d與圖5h為焊縫區(qū)組織，TIG手工填絲焊縫處的組織為沿β晶界形成的高長徑比大板條狀α，以及少量塊狀α和細(xì)針狀α’馬氏體組織，β晶界不再清晰；TIG自動(dòng)送絲焊縫處組織主要為沿β晶界生長出大塊狀α組織和少量細(xì)針狀α’馬氏體組織。

圖5 2種TIG下的熱影響區(qū)組織與焊縫微觀組織

3 力學(xué)性能分析

3.1 顯微硬度

圖6為2種焊接方法下的硬度變化規(guī)律，數(shù)據(jù)得出，TIG自動(dòng)送絲和手工填絲下接頭的硬度變化規(guī)律近似，總體硬度趨勢(shì)均為熱影響區(qū)>母材>焊縫。熱影響區(qū)處由于冷卻速度超過了臨界冷卻溫度而形成了大量硬、脆的α’馬氏體，導(dǎo)致硬度值相比于母材顯著提升。而焊縫由于填充材料為純鈦，合金元素含量低，凝固過程中僅形成的α’馬氏體比例大大減少，接頭處硬度發(fā)生了明顯的軟化。此外，TIG手工填絲在焊縫及熱影響區(qū)處整體硬度值要高于自動(dòng)送絲，這與手工填絲熱輸入高，導(dǎo)致β晶粒尺寸更大，Ms點(diǎn)上升，生成馬氏體含量更多導(dǎo)致的。

圖6 顯微硬度分布圖

3.2 拉伸性能

由表2可知，TIG自動(dòng)送絲下接頭的平均抗拉強(qiáng)度為603.8 MPa，手工填絲下接頭的平均抗拉強(qiáng)度為571.7 MPa，自動(dòng)送絲下接頭的抗拉強(qiáng)度略高于手工填絲。由圖7可知，2種焊接方法下的拉伸試樣均斷裂在焊縫的位置處，焊縫處抗拉強(qiáng)度低于母材。

表2 TIG自動(dòng)送絲與手工填絲拉伸性能

圖7 拉伸試樣斷裂位置

圖8為2種焊接方法下的斷口形貌，TIG自動(dòng)送絲和手工填絲下拉伸接頭斷口形貌表現(xiàn)為大量網(wǎng)狀等軸韌窩，同時(shí)混合了一定比例的光滑解理面。相比之下，TIG自動(dòng)送絲斷口處的韌窩更加致密，尺寸小而深，抗拉強(qiáng)度更高。2種焊接方法下的拉伸試樣斷裂形式均為韌性斷裂+少量的解理斷裂形式。

圖8 試樣斷口形貌

3.3 沖擊試驗(yàn)結(jié)果

圖9給出了2種焊接方法下的沖擊試驗(yàn)結(jié)果。TIG自動(dòng)送絲的試樣沖擊韌性無明顯差異，TIG手工填絲下熱影響區(qū)的沖擊韌性要優(yōu)于母材。對(duì)于焊縫及熱影響區(qū)，TIG手工填絲的沖擊功高于TIG自動(dòng)送絲。觀察沖擊試樣發(fā)現(xiàn)，TIG自動(dòng)送絲下，缺口開在不同位置處的試樣全部斷裂，而TIG手工填絲下，缺口開在熱影響處的試樣仍保證了部分連接。

圖9 TIG自動(dòng)送絲與手工填絲沖擊結(jié)果圖

4 討論

該次試驗(yàn)選取了TA0級(jí)的純鈦焊材，該焊材的標(biāo)稱抗拉強(qiáng)度僅為295～470 MPa。拉伸試驗(yàn)結(jié)果得出，盡管焊縫抗拉強(qiáng)度仍低于母材，但是TIG手工填絲抗拉強(qiáng)度可達(dá)571.7 MPa，TIG自動(dòng)送絲更是達(dá)到了603.8 MPa，抗拉強(qiáng)度遠(yuǎn)高于焊材標(biāo)稱抗拉強(qiáng)度。這是因?yàn)殁伜辖餞IG焊過程中，焊縫及熱影響區(qū)處冷卻速度超過生成馬氏體的臨界速度，析出了一定量的馬氏體組織，提高了焊縫的抗拉強(qiáng)度，這為鈦合金焊材選取提供了參考。焊接過程中要充分考慮焊縫冷卻速度、焊材合金元素對(duì)焊縫組織轉(zhuǎn)變過程的影響，可以通過低合金化的材料作為填充金屬，利用快速冷卻形成一定量的馬氏體相提升接頭強(qiáng)度和硬度，獲得綜合性能優(yōu)異的焊接接頭，不宜簡單遵循鋼材焊接時(shí)選擇成分近似填充金屬的原則。

文中試驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn)TIG手工填絲下熱影響區(qū)表現(xiàn)出了優(yōu)異的沖擊韌性(78.5 J)，甚至明顯高于母材(57.7 J)?？梢酝茰y，該熱輸入下的手工多層多道焊復(fù)雜的熱過程可能也是一種不錯(cuò)的熱處理過程，使熱影響區(qū)處原交織分布的針狀馬氏體組織發(fā)生相變，沿晶界形成了白塊狀α組織，進(jìn)而提升接頭韌性。出現(xiàn)該現(xiàn)象的具體原因尚不清楚，還需要后續(xù)進(jìn)一步的研究分析。

5 結(jié)論

(1)采用自動(dòng)送絲或手動(dòng)填絲的TIG焊工藝都可以成功的實(shí)現(xiàn)厚壁鈦合金管的環(huán)縫焊接，焊道成形良好，顏色銀白而且無氣孔、未熔合和夾渣等缺陷。

(2)2種TIG焊接方法下熱影響區(qū)組織差異不大，都是由沿粗大的β晶粒邊界析出的連續(xù)晶界α相和晶內(nèi)大量交錯(cuò)分布的細(xì)針狀α’組織構(gòu)成；焊縫區(qū)組織主要是沿β晶粒生成的板條狀α、大塊狀α及少量α’馬氏體組織構(gòu)成。

(3)TIG自動(dòng)送絲焊接接頭的平均抗拉強(qiáng)度為603.8 MPa，TIG手工填絲下接頭的平均抗拉強(qiáng)度略低，為571.7 MPa。斷裂發(fā)生在焊縫金屬上。

(4)TIG自動(dòng)送絲和手工填絲接頭處均表現(xiàn)了良好的沖擊韌性，前者熱影響區(qū)的沖擊吸收能量甚至超過了母材。