引言

在船舶工業(yè)領(lǐng)域，鈦及鈦合金被譽(yù)為“海洋金屬”，具有突出的優(yōu)良耐蝕性、密度小、比強(qiáng)度高與無磁性等材料特性，逐漸被廣泛應(yīng)用，涉及到船體結(jié)構(gòu)、動(dòng)力系統(tǒng)裝置、管路系統(tǒng)設(shè)備與舾裝設(shè)備及其他裝置等［1］。目前，在大力推進(jìn)鈦及鈦合金在國防海洋裝備及工程船舶的開發(fā)與應(yīng)用趨勢(shì)下，對(duì)于船用鈦合金研制及其焊接工藝研究與開發(fā)具有重要的理論指導(dǎo)和工程應(yīng)用意義［2］。新研制的船用TA3鈦材在角接縫焊接時(shí)表現(xiàn)出較強(qiáng)的化學(xué)活性和較差的導(dǎo)熱性能，傳統(tǒng)的TIG或MIG焊由于熱輸入大和受熱溫度范圍寬，難以兼顧焊接質(zhì)量與生產(chǎn)效率，施焊過程中較依賴施工人員的技術(shù)水平與經(jīng)驗(yàn)，人員配置需求大，嚴(yán)重制約著鈦質(zhì)船體結(jié)構(gòu)的焊接效率及生產(chǎn)水平［3］。手持激光填絲焊是近年來發(fā)展的便攜式激光焊的先進(jìn)制造技術(shù)，具有電弧集中、熱輸入低與熱影響區(qū)窄等特性，能獲得焊接變形極小、操作靈活性與生產(chǎn)效率高、人力成本投入低等成效，在工程應(yīng)用中受到高度關(guān)注，并開展了相關(guān)技術(shù)研究［4］-5］。在城軌車輛、電力等領(lǐng)域均有手持式激光焊的相關(guān)研究及應(yīng)用，如李帥等人［6］開展了手持式激光焊接技術(shù)在磁浮車體鋁合金搭接縫中的應(yīng)用；徐赫唯等人［8］探討了手持激光焊在汽車車身用鋼板焊接中的可行性；徐軍偉等人［9］研究了手持激光焊在城軌車輛鋁合金側(cè)墻產(chǎn)品中的應(yīng)用，并將其成果應(yīng)用于軌道交通裝備的非承重薄板部件焊接。

目前，針對(duì)新研制的船用TA3工業(yè)純鈦的焊接工藝性，相關(guān)深入研究較少，尤其是TA3鈦板手持激光填絲焊的工藝性、焊縫組織及力學(xué)性能研究尚未開展，如何解決焊腳尺寸小、焊縫氣孔與未熔合缺陷等問題是激光焊應(yīng)用中亟需解決的共性難題。本文針對(duì)TA3鈦板手持激光填絲角焊進(jìn)行了研究，重點(diǎn)關(guān)注角焊接頭與十字接頭不同區(qū)域的顯微組織分布特點(diǎn)與力學(xué)性能表征，對(duì)指導(dǎo)TA3鈦質(zhì)船體高效手持激光填絲角焊的應(yīng)用具有顯著意義。

1、試驗(yàn)設(shè)備、材料和方法

采用思萃SC-HW2000型手持激光焊接機(jī)進(jìn)行焊接試驗(yàn)，主要配置包括2000W光纖激光器、雙絲激光焊槍、專用送絲機(jī)、冷水機(jī)與控制系統(tǒng)等，如圖1所示。試驗(yàn)?zāi)覆倪x用厚度為4mm的船用TA3鈦板，其化學(xué)成分與力學(xué)性能如表1、表2所示，規(guī)格為1000mm×150mm×4mm，接頭形式如圖2所示。焊材采用?1.2mm的HTA3焊絲，保護(hù)氣體為純度為99.99%的純氬氣。

采用數(shù)控水刀設(shè)備對(duì)試板進(jìn)行精確切割下料。為確保焊接質(zhì)量，對(duì)焊絲表面、試板坡口表面與正面距接縫30mm范圍內(nèi)的油污、水分、雜質(zhì)及氧化皮進(jìn)行了清除，并采用工業(yè)丙酮去除了母材、焊絲表面殘存的油脂與塵垢。預(yù)處理后，在具有焊接反變形與壓緊裝置的專用焊接平臺(tái)上進(jìn)行T形角接焊與十字角接焊試驗(yàn)。在焊接平臺(tái)底部的聚氣槽中，充斥純氬氣進(jìn)行背面受熱區(qū)域保護(hù)，焊縫側(cè)面區(qū)域則由充滿純氬氣的專用保護(hù)拖罩進(jìn)行保護(hù)。由于焊槍自身的保護(hù)氣體足以保護(hù)高溫焊縫，因此焊縫正面不需要額外的拖罩保護(hù)。

激光離焦量和焊絲對(duì)應(yīng)焊縫的位置依靠靠模裝置進(jìn)行精確定位和調(diào)節(jié)，通過焊接反變形裝置預(yù)設(shè)了1.5mm的焊接反變形量，以消除焊后構(gòu)件角接縫焊接收縮在板材上產(chǎn)生的折角變形。試驗(yàn)過程中，激光光源采用雙絲高頻左右線性擺動(dòng)方式，模式遵循在雙絲間距約2.5~3mm的條件下，為保證焊絲及母材的充分熔合，第一道焊縫擺動(dòng)幅度需達(dá)到3mm，第二道焊縫擺動(dòng)幅度需達(dá)到3.5mm以上。經(jīng)對(duì)比試驗(yàn)，達(dá)到較優(yōu)焊接成形質(zhì)量的焊接工藝參數(shù)如表3所示。焊后采用機(jī)械切割截取各部分的檢測(cè)試樣，并進(jìn)行研磨與拋光處理。采用EP-ST滲透劑、清洗劑與ED-ST顯像劑進(jìn)行著色滲透，依據(jù)CB20663—2018與NB/T47013.5—2015檢驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)，檢測(cè)焊縫表面光澤與缺陷；使用RF-100EGB型X射線探傷儀器，對(duì)焊縫及熱影響區(qū)進(jìn)行透照；徠卡DMi8電子顯微鏡觀察焊接接頭宏觀斷面形貌，使用Stemi508蔡司光學(xué)顯微鏡觀察焊接接頭金相組織特征；采用1000kN材料試驗(yàn)機(jī)（DF63.106）進(jìn)行拉伸試驗(yàn)；采用電液伺服彎曲試驗(yàn)機(jī)（BHT5106）進(jìn)行彎曲試驗(yàn)，彎度為90°和延時(shí)10s；使用SDZ0200電液疲勞試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行疲勞試驗(yàn)，在頻率30Hz、應(yīng)力比0.1、最大應(yīng)力137MPa的循環(huán)外載荷工況下，循環(huán)10⁵次以上。

2、試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1焊接接頭外觀檢查與滲透檢測(cè)

TA3純鈦在氣氛保護(hù)效果差或施焊不當(dāng)?shù)臈l件下易發(fā)生氧化，焊縫表面光澤可明確表征試件的焊接質(zhì)量等級(jí)。試驗(yàn)采用EP-ST滲透劑、清洗劑與ED-ST顯像劑進(jìn)行著色滲透，對(duì)船用TA3鈦板手持激光填絲角焊接頭進(jìn)行外觀檢查與滲透檢測(cè)，結(jié)果如圖3所示，焊縫表面與熱影響區(qū)呈現(xiàn)銀白色，經(jīng)著色滲透檢測(cè)焊縫表面成形光順、無裂紋與氣孔等缺陷，符合NB/T7013.5-2015標(biāo)準(zhǔn)I級(jí)焊縫要求。

2.2焊接接頭宏觀斷面形貌

對(duì)船用TA3鈦板手持激光填絲角焊接頭進(jìn)行宏觀斷面形貌檢測(cè)，在試板引弧處及焊縫中間分別取一個(gè)試樣，接頭宏觀斷面形貌如圖4所示，可見引弧處及中間處的焊縫成形質(zhì)量良好，無裂紋、未熔合與氣孔缺陷，熔深2~3.5mm，焊腳尺寸3~4mm，滿足艦用焊腳尺寸3mm及以上的設(shè)計(jì)要求。經(jīng)角焊縫折斷試驗(yàn)檢測(cè)（如圖5所示），斷面位于焊縫中，焊縫根部與焊縫折斷面顯示無裂紋與未熔合、氣孔與夾渣等缺陷。

經(jīng)多組試驗(yàn)驗(yàn)證，送絲速度與焊絲配置及焊道布置是影響角焊接頭焊腳尺寸的主要工藝因素，送絲速度過大會(huì)出現(xiàn)母材與焊絲未熔化，導(dǎo)致未熔合、焊腳尺寸小、焊縫不連續(xù)等缺陷，反之則導(dǎo)致焊腳尺寸偏大且焊縫金屬氧化，如圖6a所示。離焦量與激光功率是影響角焊接頭氣孔形成的主要工藝因素，零離焦量與負(fù)離焦量均會(huì)出現(xiàn)較多氣孔，如圖6b所示；激光功率過小時(shí)，焊縫凝固速度過快，焊縫內(nèi)氣體來不及逸出，形成氣孔缺陷，反之則導(dǎo)致焊縫熔透過深，氣孔向焊縫根部下移而來不及逸出，最終殘留在焊縫內(nèi)部形成氣孔缺陷，且焊縫區(qū)過熱與易氧化，如圖6c所示。

2.3焊接接頭的顯微組織

使用Stemi508蔡司光學(xué)顯微鏡觀察焊接接頭金相組織特征，可觀測(cè)出各區(qū)域的晶粒度良好，且不存在顯微裂紋與夾雜等缺陷，滿足合格要求。根據(jù)微觀組織差異與區(qū)域分布，角焊接頭的顯微組織可分為焊縫區(qū)中部、熔合線的粗晶區(qū)、近母材熱影響區(qū)側(cè)的細(xì)晶區(qū)及母材區(qū)域4個(gè)部分，如圖7所示。其中，近母材熱影響區(qū)側(cè)的細(xì)晶區(qū)存在等軸α相組織，受激光、電弧熱影響較小，由等軸α相組織、β相組織及少量的針狀α′馬氏體組成，如圖8a、8e、8g、8k所示。母材組織為等軸α相組織，等軸晶大小為5~20μm，如圖8f所示。在熔合線的粗晶區(qū)中，其最優(yōu)結(jié)晶取向與溫度梯度方向一致，導(dǎo)致該位置部分β轉(zhuǎn)變組織晶粒較大，同時(shí)β轉(zhuǎn)變組織晶粒中有片層狀α相組織析出，片狀α相組織寬度為1~5μm，相同取向的α相組織形成同向束域，不同取向的α相束域形成相互交織的網(wǎng)籃組織，如圖8b、8d、8h、8j所示。熔合線的粗晶區(qū)生成少量初生α相組織，其體積分?jǐn)?shù)約為10%，晶粒尺寸為5~10μm。有可見連續(xù)的晶界α相，在晶界α相組織兩側(cè)分布著片狀α集束，片狀α集束細(xì)小組成較小的β轉(zhuǎn)變組織等軸狀晶粒。焊縫區(qū)中部均由較大的等軸狀β相組織組成，β相晶界清晰完整，等軸晶內(nèi)為魏氏組織，如圖8c、8i。由于冷卻速度較快，焊縫中的高溫β相來不及轉(zhuǎn)變成平衡的α相，而是通過無擴(kuò)散型相變機(jī)制轉(zhuǎn)變成針狀α′馬氏體。焊縫區(qū)的β轉(zhuǎn)變組織晶內(nèi)生成針狀α′馬氏體，可見連續(xù)的晶界α相，在晶界α相兩側(cè)分布著片狀α集束，片狀α集束細(xì)小組成較大的β轉(zhuǎn)變組織等軸狀晶粒，針狀α′馬氏體尺寸寬度為1~6μm。

2.4力學(xué)性能分析

2.4.1彎曲性能

為檢驗(yàn)手持激光填絲角焊接頭的抗彎性能，采用BHT5106電液伺服彎曲試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行T型彎曲對(duì)比試驗(yàn)，如圖9所示。當(dāng)手持激光角焊彎曲試樣的彎曲角度在55°~90°范圍內(nèi)時(shí)，觀察到裂紋在角焊縫的焊趾端突然發(fā)生并直接擴(kuò)展進(jìn)入母材。相比之下，TIG/MIG角焊彎曲試樣的裂紋產(chǎn)生角度范圍較窄，僅在55°~65°之間，裂紋擴(kuò)展情況與手持激光角焊彎曲試樣一致。根據(jù)GB7030-86標(biāo)準(zhǔn)規(guī)范，經(jīng)試驗(yàn)檢測(cè)，在相同彎曲角度下，手持激光角焊件的T型彎曲性能與TIG/MIG焊相當(dāng)，均滿足設(shè)計(jì)要求。

2.4.2拉伸性能

為了檢驗(yàn)手持激光填絲角焊接頭的抗拉性能，采用1000kN材料試驗(yàn)機(jī)（DF63.106）進(jìn)行了手持激光填絲角焊接頭的十字接頭剪切拉伸試驗(yàn)，如圖10所示。在試驗(yàn)條件下，一項(xiàng)拉伸試件斷裂在焊縫位置而另一項(xiàng)斷裂在母材位置，斷裂在焊縫位置可能是由于其角焊腳的有效承載面積小于母材的厚度所導(dǎo)致，測(cè)得的抗拉強(qiáng)度分別為624.55MPa與620.20MPa，均滿足大于母材最低抗拉強(qiáng)度的工藝要求（即Rm≥540MPa）。與MIG/TIG角焊接頭相比，如表4所示，手持激光填絲角焊接頭的剪切強(qiáng)度略低但差距不大，可能是由于手持激光填絲角焊的熱輸入量較低，導(dǎo)致熱影響區(qū)范圍較小，且在熔合線的粗晶區(qū)產(chǎn)生了網(wǎng)籃組織和焊縫區(qū)中部產(chǎn)生了魏氏組織，其塑性性能較低，使接頭的拉伸延展能力降低。

2.4.3疲勞性能

為了檢驗(yàn)手持激光填絲角焊接頭的疲勞性能，制備了手持激光填絲角焊接頭與TIG角焊的十字接頭試樣進(jìn)行疲勞對(duì)比試驗(yàn)，如圖11所示。試樣制備遵循GB/T26957—2011標(biāo)準(zhǔn)，試驗(yàn)采用SDZ0200電液疲勞試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行，在頻率30Hz、應(yīng)力比0.1、最大應(yīng)力137MPa的循環(huán)外載荷工況下，分別測(cè)定了各組接頭的應(yīng)力循環(huán)次數(shù)N，結(jié)果對(duì)比如圖12所示，手持激光填絲角焊接頭與TIG角焊接頭的應(yīng)力循環(huán)次數(shù)在同一個(gè)數(shù)量級(jí)，表征其疲勞性能是一致的。

3、結(jié)論

（1）手持激光填絲焊在新型船用TA3鈦質(zhì)結(jié)構(gòu)角接縫焊接中具備突出的工藝性能與應(yīng)用優(yōu)勢(shì)，能夠?qū)崿F(xiàn)高效高質(zhì)量焊接成形，達(dá)到船級(jí)社質(zhì)量檢驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)，能夠滿足船舶工程應(yīng)用的技術(shù)條件與生產(chǎn)需求。

（2）經(jīng)手持激光填絲焊的關(guān)鍵參數(shù)優(yōu)化后，試件焊縫表面與熱影響區(qū)呈現(xiàn)銀白色，著色滲透檢測(cè)無表面缺陷，宏觀斷面形貌顯示成形良好，未發(fā)現(xiàn)裂紋、未熔合與氣孔等缺陷，可實(shí)現(xiàn)焊腳尺寸3mm以上，接頭各區(qū)域的金相組織晶粒度良好，且不存在顯微裂紋、氣孔與夾雜等缺陷。

（3）經(jīng)試驗(yàn)對(duì)比，手持激光填絲角接縫焊件的T型彎曲性能和十字接頭的抗拉剪切強(qiáng)度與TIG/MIG焊的相當(dāng)，其疲勞性能一致，均滿足設(shè)計(jì)要求。

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