張騫，張成竹，林波，冉?jīng)财妫捞?，朱宗?/p>

（1.成都飛機(jī)工業(yè)（集團(tuán)）有限責(zé)任公司，成都 610073；2.西南交通大學(xué)，成都 610031）

0 前言

TC4 鈦合金是一種性能優(yōu)越的結(jié)構(gòu)金屬，具有高比強(qiáng)度、優(yōu)異的耐腐蝕性能及良好的耐熱性等眾多突出的優(yōu)點(diǎn)，已經(jīng)廣泛應(yīng)用于航空航天等領(lǐng)域[1]。激光焊是一種高效精密的焊接方法，其獨(dú)特的工藝特點(diǎn)使激光焊接接頭變形小、熱影響區(qū)窄、焊縫質(zhì)量優(yōu)良，且相較于其它焊接方法自動(dòng)化程度高的優(yōu)勢使其成為航空航天等領(lǐng)域鈦合金焊接的重要手段[2-3]。鈦合金在高溫環(huán)境下極其不穩(wěn)定，吸氫的能力大幅度的增強(qiáng)，激光焊冷卻速度快的特點(diǎn)使溶解于液態(tài)金屬中的氫氣來不及溢出，在焊接完成后鈦合金接頭極易產(chǎn)生氣孔等缺陷，氣孔缺陷的存在會(huì)破壞接頭連續(xù)性，影響接頭的力學(xué)性能[4-5]。目前，國內(nèi)外對(duì)鈦合金激光焊接頭存在氣孔的問題進(jìn)行了大量的研究，李海剛等學(xué)者[6]通過調(diào)整工藝參數(shù)使鈦合金接頭氣孔量大幅度減少，Haboudou 等學(xué)者[7]利用雙光束作用降低接頭氣孔率，李坤等學(xué)者[8]證明擺動(dòng)激光對(duì)鈦合金接頭氣孔的生成具有一定抑制作用。上述研究都是采取一定方法控制焊接過程中氣孔的生成，尚未有報(bào)道焊后如何修補(bǔ)鈦合金接頭中的氣孔缺陷。

針對(duì)航空航天中廣泛使用的TC4 鈦合金，開展了重熔擺動(dòng)激光焊對(duì)鈦合金焊接接頭中氣孔缺陷的修補(bǔ)研究，并探究重熔擺動(dòng)激光焊對(duì)鈦合金焊接接頭的組織和力學(xué)性能的影響，為TC4 鈦合金焊后氣孔缺陷修補(bǔ)工藝提供技術(shù)支持。

1 試驗(yàn)方法

文中所采用的試驗(yàn)材料為TC4 鈦合金，尺寸為100 mm × 50 mm × 4 mm，母材的化學(xué)成分見表1。

表1 TC4 鈦合金化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù),%）

焊前對(duì)TC4 鈦合金表面進(jìn)行嚴(yán)格的機(jī)械清理，并用丙酮進(jìn)行清洗，去除鈦合金表面致密的氧化膜。試驗(yàn)使用的設(shè)備是TruDisk 10002 型光纖激光器（波長: 1 030 nm,光斑直徑: 0.4 mm），MIG 焊機(jī)為Fronius 4000 焊機(jī)。為了防止焊接過程中鈦合金發(fā)生氧化，焊接時(shí)采用雙面氬氣保護(hù)，保護(hù)氣體流量為20～25 L/min。所用鈦合金試樣先進(jìn)行單激光焊接，參數(shù)為激光功率5.4 kW，焊接速度25 mm/s，然后進(jìn)行不同擺動(dòng)參數(shù)下的重熔擺動(dòng)激光焊試驗(yàn)，重熔焊參數(shù)見表2（1 號(hào)為不進(jìn)行重熔）。

表2 重熔擺動(dòng)激光焊的試驗(yàn)參數(shù)

焊接完成后，利用電火花線切割機(jī)對(duì)接頭進(jìn)行切割，制備金相試樣，經(jīng)過研磨、拋光，并用配制好的溶劑（5 mL HF+10 mL HNO3+85 mL H2O）對(duì)試樣進(jìn)行腐蝕。使用光學(xué)顯微鏡觀察鈦合金焊接接頭的焊縫截面形貌和氣孔分布，并用蔡司顯微鏡對(duì)焊縫顯微組織進(jìn)行分析。利用HXD-100TM/LD 型數(shù)字式顯微硬度計(jì)對(duì)焊接接頭進(jìn)行硬度測試，加載載荷1 kN，時(shí)間10 s。對(duì)于鈦合金焊接接頭的力學(xué)性能試驗(yàn)，取樣位置及試樣尺寸如圖1 所示。采用型號(hào)為CMT4304的電子萬能試驗(yàn)機(jī)對(duì)接頭進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，拉伸試驗(yàn)結(jié)果取3 個(gè)試樣的平均值，拉伸速率為5 mm/min，拉伸試驗(yàn)后斷口位置利用光學(xué)顯微鏡進(jìn)行宏觀觀察。

圖1 試樣取樣位置及尺寸示意圖

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 擺動(dòng)激光重熔焊對(duì)氣孔的影響

圖2 為不進(jìn)行擺動(dòng)激光重熔的TC4 激光焊接頭截面形貌及氣孔?？梢钥闯?，TC4 激光焊接頭焊縫下部存在大量氣孔，氣孔形狀為規(guī)則的圓形或橢圓形，尺寸為50～200 μm，為典型的冶金型氣孔。

圖2 TC4 鈦合金激光焊接頭截面形貌及氣孔

通過施加擺動(dòng)激光改變擺動(dòng)頻率對(duì)焊接接頭進(jìn)行重熔，并對(duì)重熔后的焊接接頭進(jìn)行X 射線探傷，4組試樣在重熔前焊縫中均存在大量氣孔，氣孔主要分布在焊縫中間位置。經(jīng)過擺動(dòng)激光重熔后，焊縫中氣孔相較于重熔前均得到大幅度消除，表明擺動(dòng)激光重熔焊能夠?qū)附咏宇^內(nèi)部氣孔缺陷進(jìn)行有效修復(fù)。利用image pro 軟件對(duì)不同擺動(dòng)頻率下重熔焊前后接頭內(nèi)部的氣孔缺陷數(shù)量進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，如圖3 所示。隨著擺動(dòng)頻率的增加，焊接接頭中氣孔的數(shù)量分別由重熔焊前的40 個(gè)、22 個(gè)、41 個(gè)、42 個(gè)下降至16 個(gè)、5 個(gè)、6 個(gè)、5 個(gè)，氣孔消除率分別為60%，77%，85%，88%，表明激光擺動(dòng)頻率的增加會(huì)提高對(duì)氣孔的消除作用。為進(jìn)一步了解不同擺動(dòng)頻率下重熔焊對(duì)不同直徑氣孔消除作用的差異，按直徑將內(nèi)部氣孔分為≥150 μm 和＜ 150 μm 兩類，分別計(jì)數(shù)，如圖3 所示。不同擺動(dòng)頻率下＜ 150 μm 氣孔的數(shù)量從26 個(gè)、14 個(gè)、31 個(gè)、33 個(gè)下降到10 個(gè)、4 個(gè)、6 個(gè)、5 個(gè)，重熔焊后＜ 150 μm 氣孔修復(fù)率分別為62%，71%，81%，85%；不同擺動(dòng)頻率下≥150 μm 氣孔的數(shù)量從14 個(gè)、8 個(gè)、10 個(gè)、9 個(gè)下降到6 個(gè)、1 個(gè)、0 個(gè)、0 個(gè)，重熔焊后≥150 μm 氣孔修復(fù)率分別為57%，88%，100%，100%，當(dāng)激光擺動(dòng)頻率達(dá)到120 Hz 及以上時(shí)，直徑大于150μm 的氣孔被完全消除。

圖3 不同擺動(dòng)頻率下激光重熔焊接頭氣孔數(shù)量

在激光焊TC4 鈦合金過程中，會(huì)導(dǎo)致熔池不穩(wěn)定卷入大量氣體，同時(shí)熔池冷卻過快使熔池內(nèi)部氣體難以逸出，進(jìn)而在焊縫下部形成大量氣孔。通過擺動(dòng)激光重熔焊，隨著擺動(dòng)頻率的增加，一方面熔池得以穩(wěn)定，不會(huì)卷入氣體引起新的氣孔缺陷，同時(shí)熔池液態(tài)金屬的停留時(shí)間變得更長，有利于氣孔的排出；另一方面擺動(dòng)頻率的變大使得熔池對(duì)流與攪拌的作用增強(qiáng)，也有利于氣孔的消除[9]。通過試驗(yàn)觀察發(fā)現(xiàn)擺動(dòng)激光重熔焊對(duì)大尺寸氣孔具有更好的消除效果，根據(jù)Stocks 公式，液態(tài)金屬中氣泡的上浮速度為

式中：g為重力加速度；η為熔池金屬粘度；r為氣泡半徑；ρL為液態(tài)金屬密度；ρG為氣體密度。由式（1）可知，其它條件不變的情況下，越小的氣泡在液態(tài)金屬中逸出的速度越慢，且氣泡的上浮過程伴隨著氣泡的長大，故焊縫底部往往存在尺寸較小的氣孔，而擺動(dòng)激光重熔焊對(duì)大尺寸氣孔的消除效果更加顯著。

2.2 擺動(dòng)激光重熔焊對(duì)組織的影響

圖4 為不同擺動(dòng)頻率下TC4 鈦合金激光重熔焊接頭的顯微組織。焊縫組織主要為針狀的α'馬氏體和部分α 相，在焊接過程中，峰值溫度達(dá)到α 相的完全相變溫度以上，α 相轉(zhuǎn)變?yōu)棣?相，而激光焊冷卻過程非?？?，導(dǎo)致β 相沒有充足的時(shí)間轉(zhuǎn)變回α 相，只能通過均勻切變的方式生成α'馬氏體，α'馬氏體呈長針狀，部分呈網(wǎng)籃狀分布。從圖4a～圖4d 可以看出，隨著擺動(dòng)頻率的增大，針狀馬氏體逐漸破碎，晶粒變得更加細(xì)小。當(dāng)擺動(dòng)頻率增大時(shí)，激光對(duì)熔池的攪拌作用增強(qiáng)，熔池的溫度梯度和表面張力發(fā)生變化，一方面阻礙針狀馬氏體的持續(xù)長大，另一面已經(jīng)生成的針狀馬氏體在攪拌作用下逐漸破碎，晶粒尺寸變得更加細(xì)小。如圖4e～圖4h 所示，熱影響區(qū)組織主要由初生α 相、針狀α'馬氏體及β 相組成。在焊接過程中熱影響區(qū)峰值溫度較低，初生α 相向β 相轉(zhuǎn)變并不徹底，在之后的冷卻過程，沒有發(fā)生轉(zhuǎn)變的α 相會(huì)吞并周圍的小α 相形成塊狀組織，而部分β 相在快速冷卻條件下也通過切變方式轉(zhuǎn)變?yōu)棣?馬氏體。隨著擺動(dòng)頻率的增大，激光對(duì)熔池的攪拌作用增強(qiáng)，有利于熱影響區(qū)中晶粒生長，晶粒尺寸逐漸變大，這可能會(huì)導(dǎo)致熱影響區(qū)性能嚴(yán)重下降。

圖4 不同擺動(dòng)頻率下激光重熔焊接頭顯微組織

2.3 擺動(dòng)激光重熔焊對(duì)顯微硬度的影響

圖5 為不同擺動(dòng)頻率下激光重熔焊接頭顯微硬度分布。不同擺動(dòng)頻率下TC4 鈦合金激光重熔焊接頭中焊縫區(qū)硬度高于熱影響區(qū)和母材。焊縫組織主要為針狀α'馬氏體，針狀α'馬氏體的生成起到了位錯(cuò)強(qiáng)化的作用，焊縫硬度得到大幅度提高。熱影響區(qū)中針狀馬氏體變少，塊狀α 相增多，硬度有所下降。從圖中還可以觀察到隨著擺動(dòng)頻率的增加，焊縫硬度呈上升趨勢，這主要是由于擺動(dòng)頻率的增加使得組織中晶粒逐漸破碎，晶粒細(xì)化的強(qiáng)化作用提高焊縫的性能。而熱影響區(qū)隨著擺動(dòng)頻率的變大，塊狀組織變得更為粗大，導(dǎo)致軟化更為嚴(yán)重，硬度呈下降趨勢。

圖5 不同擺動(dòng)頻率下激光重熔焊接頭顯微硬度分布

2.4 擺動(dòng)激光重熔焊對(duì)拉伸性能的影響

圖6 為不同擺動(dòng)頻率下激光重熔焊接頭拉伸試驗(yàn)結(jié)果。從圖中可以看出，隨著擺動(dòng)頻率的增加，拉伸性能呈下降趨勢。當(dāng)擺動(dòng)頻率為50 Hz 和80 Hz時(shí)，抗拉強(qiáng)度達(dá)到1 000 MPa 以上，與母材的拉伸性能相當(dāng)，說明在擺動(dòng)頻率為50 Hz 和80 Hz 時(shí)擺動(dòng)激光重熔焊不會(huì)影響焊接接頭的力學(xué)性能。當(dāng)擺動(dòng)頻率進(jìn)一步增加到120 Hz 和150 Hz 時(shí)，TC4 激光重熔焊接頭的抗拉強(qiáng)度下降。

圖6 不同擺動(dòng)頻率下激光重熔焊接頭抗拉強(qiáng)度

圖7 為光學(xué)顯微鏡下擺動(dòng)激光重熔焊TC4 焊接頭的宏觀拉伸典型斷裂位置，在不同擺動(dòng)頻率下共有2 種斷裂方式。如圖7a 所示，當(dāng)頻率為50 Hz 和80 Hz 時(shí)，拉伸斷裂于母材區(qū)域，這從側(cè)面說明較低擺動(dòng)頻率下重熔時(shí)可以獲得性能較好的TC4 焊接接頭。當(dāng)擺動(dòng)頻率進(jìn)一步增加到120 Hz 和150 Hz 時(shí)，如圖7b 所示，拉伸斷裂位置由母材轉(zhuǎn)變到熱影響區(qū)，這主要是由于過大的擺動(dòng)頻率會(huì)使熔池對(duì)流增強(qiáng)，熱影響區(qū)獲得焊縫傳導(dǎo)過來的熱輸入大大提升，導(dǎo)致焊接接頭熱影響區(qū)范圍變大，且晶粒粗化使得熱影響區(qū)軟化更加嚴(yán)重，因此熱影響區(qū)成為焊接接頭最薄弱的區(qū)域。通過上述試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，在保證氣孔消除效果的前提下，應(yīng)盡量采用較小的激光擺動(dòng)頻率，這樣既可以起到清除氣孔的作用，也不會(huì)破壞焊接接頭的力學(xué)性能。

圖7 擺動(dòng)激光重熔焊拉伸試驗(yàn)典型斷裂位置

3 結(jié)論

（1）擺動(dòng)激光重熔焊對(duì)氣孔有著顯著的修復(fù)效果。隨著擺動(dòng)頻率的增加，激光重熔焊對(duì)氣孔的消除效果增強(qiáng)，且擺動(dòng)頻率的提高對(duì)大氣孔的消除作用更為明顯。

（2）擺動(dòng)激光重熔焊接頭焊縫區(qū)組織為針狀的α'馬氏體和部分α 相，擺動(dòng)頻率的增加使焊縫晶粒尺寸逐漸細(xì)化；熱影響區(qū)組織由初生α 相、針狀α'馬氏體及β 相組成，隨著擺動(dòng)頻率的提高熱影響區(qū)組織變得更為粗大。

（3）擺動(dòng)激光重熔焊接頭焊縫硬度最高。隨著擺動(dòng)頻率的增加，焊縫硬度呈上升趨勢，熱影響區(qū)硬度呈下降趨勢。

（4）當(dāng)擺動(dòng)頻率為50 Hz 和80 Hz 時(shí)，擺動(dòng)激光重熔焊接頭拉伸性能與母材相當(dāng)，斷裂位置發(fā)生在母材；隨著擺動(dòng)頻率增加到120 Hz 和150 Hz 時(shí)，擺動(dòng)激光重熔焊接頭拉伸性能降低，斷裂區(qū)域由母材轉(zhuǎn)變?yōu)闊嵊绊憛^(qū)。