居琪萍，汪立高，許明方，梁曉梅，曹 浩，陳玉華

1.方大特鋼科技股份有限公司，江西 南昌 330012

2.南昌航空大學(xué)，江西 南昌 330063

3.哈爾濱焊接研究院有限公司，黑龍江 哈爾濱 150028

0 前言

鈦及鈦合金具有密度小、比強(qiáng)度高、熱穩(wěn)定性好、耐蝕性良好以及焊接性能優(yōu)異等特點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于航空航天、船舶、石油化工以及生物醫(yī)學(xué)等領(lǐng)域［1-3］。脈沖激光焊因其能量密度高、焊接線能量小以及焊接變形小等特點(diǎn)［4］，常用于薄板之間的連接［5-7］。

張建［8］等以0.5 mm厚TC4鈦合金薄板為試驗(yàn)樣品進(jìn)行脈沖激光焊接實(shí)驗(yàn)，采用徑向基函數(shù)神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)對鈦合金薄板焊接過程的焊斑熔深進(jìn)行預(yù)測，結(jié)果證明該方法能有效地預(yù)測脈沖激光焊接TC4鈦合金薄板的熔池深度。陳玉華［9］等采用微激光對0.2 mm厚的TiNi形狀記憶合金薄片進(jìn)行焊接，發(fā)現(xiàn)微激光焊的功率百分比、脈沖頻率、脈沖寬度過大時(shí)易導(dǎo)致焊縫燒穿，過小又導(dǎo)致焊縫未焊透，最優(yōu)工藝參數(shù)下接頭最大抗拉力達(dá)到母材的97%。虞鴻江［10］等采用光纖激光對TC11鈦合金進(jìn)行對接焊，得到焊縫為α'馬氏體組織，從母材到熔合線組織由α+β向α'轉(zhuǎn)變，并且隨著熱輸入量的增加，焊縫柱狀晶尺寸變大，熱影響區(qū)寬度也增加，最優(yōu)工藝參數(shù)下接頭抗拉強(qiáng)度達(dá)到母材的97%以上。Lei［11］等采用激光焊對Ti-22Al-27Nb和TC4進(jìn)行異種金屬焊接，分析認(rèn)為激光焊可以獲得成形良好的焊接接頭，在Ti-22Al-27Nb側(cè)的熱影響區(qū)發(fā)現(xiàn)了β2相和殘余α2相，在TC4熱影響區(qū)組織中存在大量的針狀α'馬氏體相和初生α相的混合物，焊縫組織主要為β2相和針狀α'馬氏體相，熱影響區(qū)的顯微硬度高于熔合區(qū)和母材。Gong［12］等采用脈沖激光焊對0.2 mm厚的NiTi形狀記憶合金板進(jìn)行對接焊并獲得了良好的冶金結(jié)合，接頭的抗拉強(qiáng)度為683 MPa，達(dá)到了母材的97%。

目前，國內(nèi)針對于航空發(fā)動(dòng)機(jī)中的鈦合金封油環(huán)這類超薄鈦合金焊接件的工藝研究較少。本研究采用脈沖激光焊對超薄鈦合金進(jìn)行對接焊試驗(yàn)，研究了脈沖寬度對超薄TC4鈦合金焊接接頭的成形、微觀組織和力學(xué)性能的影響，旨在為今后薄板鈦合金激光焊接的工業(yè)應(yīng)用提供理論依據(jù)。

1 試驗(yàn)設(shè)備、材料及方法

試驗(yàn)用激光焊接設(shè)備為Sisma公司的SL80型Nd：YAG激光焊接系統(tǒng)，激光平均功率為80 W，由穩(wěn)壓器、控制器、激光器和工作臺(tái)組成，如圖1所示，主要用于薄板和精密器件的連接，適用于小批量生產(chǎn)。在可控參數(shù)中，激光功率百分比P為平均輸出功率的百分比，可調(diào)范圍為0～30%；脈沖寬度T可調(diào)范圍為0.3～9.9 ms，脈沖頻率f可調(diào)范圍為0～15 Hz；焊接速度為0.3 mm/s。

圖1 脈沖微激光焊機(jī)系統(tǒng)組成Fig.1 Pulse micro-laser welding machine system composition

TC4鈦合金屬于典型的α+β雙相鈦合金，試驗(yàn)用TC4鈦合金試樣尺寸為25 mm×20 mm×0.2 mm，其化學(xué)成分如表1所示。由于采用的微激光焊激光束極細(xì)小，容易穿透材料對接處的縫隙，造成缺焊等缺陷，所以試驗(yàn)前有必要打磨對接處，使材料能良好對接。同時(shí)，對待焊接區(qū)域進(jìn)行打磨，使其表面粗糙，不僅能有效去除氧化膜，還可使材料更好地吸收激光能量，避免反射。然后使用酒精擦拭試樣，去除表面的有機(jī)物等污染物，保證焊縫質(zhì)量。

表1 TC4鈦合金化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%）Table 1 Chemical compositions of TC4 titanium alloy（wt.%）

試驗(yàn)步驟如下：①打開激光焊機(jī)以及配套的冷卻水和氬氣保護(hù)裝置，氬氣流量設(shè)置為10 L/min。②將試樣對接夾持在夾具中，使對接所在位置與激光行走路徑一致，保證試樣能順利焊接，不出現(xiàn)漏焊等缺陷。③先通氬氣保護(hù)，再進(jìn)行焊接。④焊后將試樣從夾具中取出，焊接操作完成。需特別注意的是，由于試驗(yàn)采用微激光對接焊，激光光斑直徑為0.3 mm，要想達(dá)到焊縫成形良好的目的，必須在焊接前小心細(xì)致地裝夾，保證對接縫到肉眼看不清為止，且對接縫必須與激光行走路徑重疊。焊接工藝參數(shù)如表2所示。

表2 焊接試驗(yàn)工藝參數(shù)Table 2 Welding test process parameters

焊接試驗(yàn)完成后，使用線切割在接頭處選取金相試樣。冷鑲嵌后對試樣進(jìn)行磨拋處理，然后采用體積比為HF∶HNO3∶H2O=3∶5∶92的腐蝕液對試樣腐蝕60 s。采用MR5000倒置金相顯微鏡觀察焊縫橫截面形貌和微觀組織結(jié)構(gòu)。通過Instron 5540型電子精密拉伸試驗(yàn)機(jī)測試試樣的抗拉強(qiáng)度，拉伸速率2 mm/min。采用QnessQ10+全自動(dòng)維氏硬度計(jì)測量焊接接頭顯微硬度，加載載荷20 N，加載時(shí)間10 s，硬度測試點(diǎn)間隔為0.1 mm，每個(gè)試樣選取3個(gè)點(diǎn)計(jì)算平均值。所有測試均在室溫下進(jìn)行。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 脈沖寬度對焊接接頭微觀形貌的影響

不同脈沖寬度下的焊縫宏觀形貌如圖2所示。當(dāng)脈沖寬度為2.7 ms時(shí)，焊縫形貌為半圓形，橫截面的兩條熔合線在焊縫底部相連，并且在焊縫下部出現(xiàn)未焊透的現(xiàn)象。此時(shí)在焊縫中發(fā)現(xiàn)少量的針狀α'馬氏體相以及氣孔。當(dāng)脈沖寬度為3.3 ms時(shí)，焊縫的微觀形貌近似V形，兩條熔合線呈直線狀，焊縫成形良好，沒有出現(xiàn)未焊透的情況，焊縫頂部寬度大于底部寬度。此時(shí)焊縫中針狀α'馬氏體相含量略有增加，但是氣孔仍然沒有消除。當(dāng)脈沖寬度為3.9 ms和4.1 ms時(shí)，焊縫形貌出現(xiàn)向X形狀轉(zhuǎn)變的趨勢，熔合線呈現(xiàn)出一定的弧度，此時(shí)仍然在熔合線附近觀察到氣孔的存在，α'馬氏體相含量進(jìn)一步增多，同時(shí)長寬比也顯著增加，這是由于隨著脈沖寬度的增加，熔池溫度逐漸上升，再經(jīng)過迅速的冷卻凝固，導(dǎo)致β相來不及充分轉(zhuǎn)化為α相，從而生成了大量具有極大長寬比的針狀α'馬氏體相。當(dāng)脈沖寬度增大到4.9 ms和5.1 ms時(shí)，對焊縫的熱輸入量進(jìn)一步增加，熔池中心的溫度上升，使得熔池流動(dòng)中的“馬蘭戈尼”效應(yīng)更明顯，導(dǎo)致熔合線弧度進(jìn)一步增加，焊縫形貌呈現(xiàn)X形，且焊縫頂部寬度大于底部寬度，由于熔池溫度高，存在時(shí)間延長，熔池中的氣體有充足的時(shí)間逸出，因此未發(fā)現(xiàn)焊縫氣孔的存在。綜上所述，當(dāng)脈沖寬度在2.7～5.1 ms內(nèi)逐步增加時(shí)，脈沖功率隨之增加，焊接時(shí)的線能量上升，從而促進(jìn)焊縫熔深增加，焊縫的形貌由半圓形過渡到V形，最后向X形轉(zhuǎn)變。

圖2 不同脈沖寬度下的焊縫形貌Fig.2 Weld appearance with different pulse widths

2.2 脈沖寬度對焊接接頭力學(xué)性能的影響

不同脈沖寬度下試樣的平均抗拉強(qiáng)度變化如圖3a所示。分析圖3a可知，當(dāng)脈沖寬度為2.7 ms時(shí)，試樣均斷裂于焊縫處，其平均抗拉強(qiáng)度僅為540.9 MPa，約為母材抗拉強(qiáng)度的60.1%，結(jié)合圖2a可知，未焊透是其抗拉強(qiáng)度不足的主要原因。當(dāng)脈沖寬度為3.3 ms時(shí)，三個(gè)試樣皆斷裂于母材處，說明其接頭抗拉性能明顯優(yōu)于母材，平均抗拉強(qiáng)度為731.5 MPa，達(dá)到了母材抗拉強(qiáng)度的81.3%。隨著脈沖寬度在2.7～4.9 ms內(nèi)逐步增加，試樣的抗拉強(qiáng)度雖有小幅波動(dòng)，但總體仍處于上升狀態(tài)，且脈沖寬度在4.9 ms時(shí)抗拉強(qiáng)度達(dá)到頂點(diǎn)；當(dāng)脈沖寬度為5.1 ms時(shí)，抗拉強(qiáng)度開始下降。這是因?yàn)楫?dāng)脈沖寬度在4.1～4.9 ms時(shí)達(dá)到一定值，線能量對焊縫成形失去顯著效果，繼續(xù)增加脈沖寬度對焊縫形貌改變不大，所以抗拉強(qiáng)度提高的幅度并不大。

不同脈沖寬度下焊接試樣的顯微硬度測試結(jié)果如圖3b所示，焊縫顯微硬度值始終大于母材，并且焊縫的顯微硬度隨脈沖寬度的增長總體呈現(xiàn)波動(dòng)上升趨勢。當(dāng)脈沖寬度為4.9 ms時(shí)，焊縫區(qū)顯微硬度達(dá)到最大值，這也在一定程度上與抗拉強(qiáng)度測試結(jié)果相符合。這種情況說明，脈沖寬度的增加促進(jìn)了焊接線能量的增加，從而使熔融的焊縫金屬在冷卻過程中形成大量的脆硬α'馬氏體相組織，接頭的抗拉強(qiáng)度和顯微硬度與α'馬氏體相的含量密切相關(guān)。當(dāng)脈沖寬度達(dá)到5.1 ms時(shí)，由于線能量已足夠大，繼續(xù)增加脈沖寬度對材料顯微硬度的影響并不顯著。同時(shí)，由于過高的線能量使焊縫金屬蒸發(fā)嚴(yán)重，反而導(dǎo)致顯微硬度稍有下降。

圖3 脈沖寬度對焊接接頭力學(xué)性能的影響Fig.3 Influence of pulse width on mechanical property of welded joint

3 結(jié)論

（1）在一定范圍內(nèi)改變脈沖激光焊的脈沖寬度會(huì)對超薄鈦合金對接焊縫成形造成影響。當(dāng)其他參數(shù)不變時(shí)，脈沖寬度的增加會(huì)使焊縫橫截面形貌由半圓形轉(zhuǎn)變?yōu)閄形，此時(shí)獲得的焊縫中有針狀α'馬氏體相存在。

（2）在一定范圍內(nèi)改變脈沖激光焊的脈沖寬度對試樣的平均抗拉強(qiáng)度具有顯著影響。當(dāng)脈沖寬度為4.9 ms時(shí)，焊縫中存在大量長寬比較大的α'馬氏體相，試樣的抗拉強(qiáng)度和顯微硬度最高，分別為898.6 MPa（達(dá)到母材的100%）和379 HV，焊縫顯微硬度隨脈沖寬度的增長總體呈現(xiàn)波動(dòng)上升趨勢，且始終大于母材。