引言

隨著科學技術(shù)的提升，海洋石油開發(fā)的發(fā)展方向逐漸從近海到遠海､從淺海到深海發(fā)生轉(zhuǎn)變，鈦合金成為海洋油氣開發(fā)的首選材料[1-2]｡TC4鈦合金屬于(α+β)型鈦合金，具有比強度高､在高溫與低溫服役環(huán)境下性能良好､耐海水腐蝕性強以及抗疲勞性能優(yōu)異等優(yōu)點，可有效減輕海工裝備結(jié)構(gòu)質(zhì)量､抵抗氯離子介質(zhì)溶液應(yīng)力腐蝕，從而廣泛應(yīng)用于油氣平臺支柱､采油管接頭､平臺支架等生產(chǎn)領(lǐng)域[3-4]｡

目前鈦合金厚板主要采用窄間隙鎢極惰性氣體(Tungsten Inert Gas,TIG)保護焊､真空電子束焊､激光焊等焊接方法并外加機械擺動､磁控系統(tǒng)等輔助焊接手段進行焊接[5-6]｡采用機械擺動或外加磁場調(diào)控的方法可有效解決使用窄間隙TIG保護焊方法焊接鈦合金時易產(chǎn)生側(cè)壁熔合不良的缺陷[7-9],但仍存在焊接熱輸入較大導致焊接接頭區(qū)域晶粒粗大､焊接接頭熔合區(qū)軟化等問題｡真空電子束焊焊接效率高，但易在焊接接頭內(nèi)部形成三向應(yīng)力，造成接頭塑性､韌性的急劇下降，后續(xù)雖然可通過合適的熱處理工藝在一定程度上改善焊接接頭性能，但并不能完全解決應(yīng)力分布不均衡的問題[10-11],另外，由于產(chǎn)品的結(jié)構(gòu)尺寸易受真空室限制，不適合大尺寸工件生產(chǎn)｡隨著激光技術(shù)發(fā)展，采用激光焊接厚壁構(gòu)件受到了越來越多的關(guān)注｡目前厚壁鈦合金激光焊接技術(shù)主要為激光填絲焊，在有效提高焊接接頭性能的同時降低工件焊前預加工精度和裝配精度要求，但由于在焊接過程中部分激光能量用于焊絲熔化，同樣容易導致側(cè)壁熔合不良，需要降低焊接速度以補償能量｡因此，提出激光-熱絲焊接方法，采用電阻加熱對焊絲進行預熱，減小焊絲熔化對激光熱源的依賴，改善焊接接頭質(zhì)量､提高焊接效率｡目前關(guān)于厚板鈦合金的激光-熱絲焊接研究還相對較少，且所研究的鈦合金材料厚度主要集中在10~40mm,而關(guān)于窄間隙激光-熱絲焊接工藝參數(shù)對大厚度鈦合金焊接接頭的成形､組織和性能影響方面的研究卻鮮有報道｡

本試驗針對80mm厚TC4鈦合金對接試板開展窄間隙雙面激光-熱絲焊接工藝試驗，研究焊接速度､激光功率､離焦量和熱絲電流等不同激光熱絲焊接工藝參數(shù)對焊接接頭成形的影響，采用控制變量試驗方法優(yōu)化焊接工藝，獲得成形良好的窄間隙激光熱絲焊縫，并對焊接接頭的顯微組織和力學性能進行觀察分析｡

1、試驗設(shè)備及材料

焊接試驗采用IPG公司生產(chǎn)的光纖激光器，其工作模式為連續(xù)模式，光斑直徑為0.3mm,焦距為500mm,準直距為200mm｡采用福尼斯熱絲焊接系統(tǒng)在焊接前對焊絲進行預熱，同時在焊接過程中為防止飛濺及反射的激光對激光器造成損傷，將激光頭姿態(tài)設(shè)置為前傾，與豎直方向的夾角為5°;為保證送絲的穩(wěn)定性，將送絲嘴的前段加工成外徑為2.2mm的薄壁結(jié)構(gòu)，在焊接過程中伸入坡口，保證焊絲干伸長約7mm｡

在鈦合金平板上以堆焊的方式開展不同激光熱絲焊接工藝參數(shù)對焊縫成形影響的工藝試驗，進而開展40mm厚鈦合金窄間隙激光-熱絲焊接工藝優(yōu)化試驗｡40mm厚鈦合金坡口形狀及尺寸如圖1(a)所示，其中，坡口鈍邊為4.0mm,底部寬度約3.2mm,根部半徑為1.0mm,單側(cè)角度為1.0°,為防止反變形，單邊各設(shè)置1.5°的傾角｡在此基礎(chǔ)上進行雙面對稱焊接，完成80mm厚鈦合金窄間隙雙面激光-熱絲焊接試驗｡為減小焊接過程中產(chǎn)生的變形和殘余應(yīng)力，80mm厚鈦合金采用雙面U形坡口進行焊接，坡口鈍邊為4.0mm,底部寬度約3.0mm,根部半徑為1.0mm,單側(cè)角度為1.0°的雙U形坡口｡80mm厚鈦合金坡口形狀及尺寸如圖1(b)所示｡

母材選用80mm厚TC4鈦合金，填充焊絲選用牌號為TC3的實芯焊絲，焊絲直徑為1.2mm,母材及焊絲化學成分如表1所示｡焊接前對鈦合金試板進行預處理：砂紙打磨-丙酮處理-水洗-酸洗-水洗-烘干｡其中，酸洗溶液配比(體積分數(shù)（5％~10％）HF+（20％~30％）HNO3+H2O｡焊接保護氣為99.99%Ar氣，在焊接試驗前5s通入保護氣，用以排出工件表面及背部周圍的空氣｡在焊接試驗完成后，再通入一段時間的Ar氣，繼續(xù)保護冷卻過程中的焊縫正反面高溫區(qū)域｡

表1 母材TC4鈦合金和TC3焊絲的質(zhì)量分數(shù)（%）

材料	Al	V	Fe	C	N	H	O	Ti
母材TC4	6.36	4.05	0.21	0.009	0.014	<0.0006	0.144	基材
TC3焊絲	4.50	3.50	0.25	0.005	0.016	0	0	基材

2、激光-熱絲焊接工藝參數(shù)對焊縫成形的影響

為獲得良好的焊縫，開展激光-熱絲焊接工藝參數(shù)試驗，研究不同焊接速度､激光功率､離焦量和熱絲電流等焊接工藝參數(shù)對焊縫成形的影響｡

2.1激光功率和焊接速度的影響

激光功率和焊接速度是影響焊縫成形的主要因素，焊縫的熔深､熔寬及余高都隨之變化｡在焊接送絲速度設(shè)置為3m/min､擺動方式為垂直擺動､擺動幅度為2mm､擺動頻率為60Hz的焊接條件下，研究激光功率分別為2.0kW､2.5kW､3.0kW以及焊接速度分別為0.8m/min和1.0m/min對焊縫成形的影響｡表2所示為不同焊接速度和激光功率條件下焊縫表面形貌｡表3所示為不同焊接速度和激光功率條件下焊縫尺寸｡

由表2和表3可知：當激光功率為2.0kW時，焊縫呈現(xiàn)較窄的熔寬､較淺的熔深和較大的余高等特點；當焊接速度一定時，隨著激光功率逐漸增加，熔寬和熔深逐漸增大，余高逐漸減小，這主要是因為加大激光功率可增加小孔穩(wěn)定性，熔池尺寸增大，熔池金屬可較好地鋪展填充焊縫[12-13];當激光功率都為3.0kW時，隨著焊接速度的增加，熔寬､熔深逐漸降低，焊縫余高變化不大，這主要是在激光功率保持不變的條件下，隨著焊接速度的增加，單位時間內(nèi)焊縫熱輸入能量降低，導致金屬熔敷量降低，熔池尺寸減小，使焊縫熔寬和熔深減小｡

表3 不同焊接速度和激光功率條件下焊縫尺寸

功率/kW	焊接速度/(m・min⁻¹)	熔寬/mm	熔深/mm	余高/mm
2.0	0.8	6.22	2.14	1.45
2.5	0.8	6.55	2.57	1.42
3.0	0.8	7.31	2.87	1.29
3.0	1.0	6.43	2.55	1.29

2.2離焦量的影響

離焦量△f是激光束焦點與待焊試板上表面的垂直距離｡照射在鈦合金板上的激光光斑的直徑與△f的大小有直接聯(lián)系，激光光斑越小能量密度越高，△f影響著鈦合金板材對能量的吸收率｡△f過大將使材料表面單位能量過低，導致鈦合金材料無法迅速熔化，大離焦量會顯著增大光斑直徑，產(chǎn)生更多的激光能量反射從而損傷焊接頭鏡片和光纖端面｡在激光功率設(shè)置為3.0kW､送絲速度為3m/min､焊接速度為0.8m/min､擺動方式為垂直擺動､擺動幅度為2mm､擺動頻率為60Hz的條件下，研究不同離焦量對焊縫成形的影響｡表4所示為不同離焦量條件下焊縫表面形貌｡表5所示為不同離焦量條件下的焊縫尺寸｡

由表4和表5可知：當離焦量從0mm向正離焦變化時，熔寬增大､熔深和余高逐漸變淺，主要原因是隨著離焦量增大，光斑直徑相應(yīng)變大，熔寬增加，單位面積上激光能量逐漸降低，熔深逐漸降低；當離焦量向負離焦變化時，熔寬和熔深增大，余高減小，主要原因是隨著離焦量變?yōu)樨撝担�激光焦點位于工件下方，材料內(nèi)部功率密度比表面更高，有助于光能的傳遞，從而可獲得更大的熔深；當離焦量為-5mm時，可獲得較大的熔深和熔寬，但隨著離焦量繼續(xù)增至-10mm,由于激光能量過于分散，熔深反而減小｡

表5 不同離焦量條件下焊縫尺寸

離焦量/mm	熔寬/mm	熔深/mm	余高/mm
+10	7.52	2.27	1.43
+5	7.39	2.54	1.51
0	7.12	2.80	1.56
-5	7.30	2.89	1.51
-10	7.51	2.46	1.43

2.3熱絲電流的影響

在激光填絲焊接過程中，激光需要同時熔化母材和焊絲造成焊絲熔化效率較低｡在焊接之前對焊絲進行預加熱，可減小焊絲熔化對焊接熱源的依賴｡在不同熱絲電流條件下進行工藝試驗，探究熱絲電流對焊縫成形的影響｡在激光功率為3.0kW､焊接速度為0.8m/min､送絲速度為3m/min､離焦量為+5mm､擺動方式為垂直順圓､擺動幅度為2mm､擺動頻率為60Hz的條件下，探究不同熱絲電流對焊縫成形的影響｡表6所示為不同熱絲電流條件下的焊縫表面形貌｡表7所示為不同熱絲電流條件下的焊縫尺寸｡隨著熱絲預熱電流由0A增加到140A,由表6和表7可知：焊縫熔寬明顯增加，熔寬尺寸由6.65mm增大為7.86mm,增大18%;焊縫余高略有減小，余高由1.65mm減小為1.45mm,減小12%;焊縫熔深則呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢｡

表7 不同熱絲電流條件下焊縫尺寸

熱絲電流/A	熔深/mm	熔寬/mm	余高/mm
0	1.69	6.65	1.65
20	1.77	6.87	1.65
40	1.75	6.90	1.56
60	1.89	7.14	1.59
80	2.19	7.31	1.56
100	2.76	7.69	1.31
120	2.46	7.64	1.42
140	2.49	7.86	1.45

3、鈦合金窄間隙雙面激光-熱絲焊接接頭組織和性能

3.140mm厚鈦合金窄間隙激光-熱絲焊接工藝試驗

為降低焊接變形和應(yīng)力，80mm厚鈦合金采用雙面坡口形式進行焊接｡先開展40mm厚鈦合金窄間隙激光-熱絲焊接試驗，為后續(xù)80mm厚鈦合金窄間隙雙面激光-熱絲焊接試驗提供基礎(chǔ)焊接工藝參數(shù)｡焊接參數(shù)如表8所示｡

表8 40mm厚鈦合金窄間隙激光-熱絲試驗焊接工藝參數(shù)

組號	功率/kW	焊接速度/(m・min⁻¹)	送絲速度/(m・min⁻¹)	離焦量/mm	擺動形式	擺動幅度/mm	擺動頻率/Hz
背部打底	3.0	0.8		+5	順圓	2	60
填充1~6層	3.0	0.8	3	+5	順圓	2	60
填充7~21層	3.0	0.8	3	+15	順圓	2	60
蓋面22層	3.0	0.8	3	+15	順圓	2	60

對焊接接頭橫截面進行顯微組織觀察，如圖2所示｡

由圖2可知：在焊縫底部出現(xiàn)氣孔，且在5層位置較密集，顏色發(fā)灰，說明該層保護不好；1~6層選用離焦量為+5mm,7層以后離焦量調(diào)為+15mm,其他焊接參數(shù)不變，在截面上未發(fā)現(xiàn)明顯焊接缺陷｡因此，后續(xù)80mm厚鈦合金窄間隙雙面焊接試驗依據(jù)此工藝參數(shù)進行打底､填充及蓋面試驗｡

根據(jù)前期鈦合金激光-熱絲焊接試驗結(jié)果，開展80mm厚TC4鈦合金窄間隙雙面激光-熱絲焊接工藝試驗，焊接試驗采用自熔打底､激光熱絲填充及蓋面的方法，填充時熱絲電流為80A,焊接工藝參數(shù)如表9所示｡隨著焊接試驗進行，坡口間隙變形量減小，填充效率降低，因此從第14層開始送絲速度增大為3.5m/min｡在進行蓋面時，考慮到單道焊縫存在咬邊，因此采用左右2道及中間1道共3道的方式進行蓋面，并根據(jù)坡口剩余深度，合理調(diào)節(jié)蓋面道的送絲速度｡

表9 80mm厚鈦合金窄間隙雙面激光-熱絲試驗焊接工藝參數(shù)

組號	功率/kW	焊接速度/(m・min⁻¹)	送絲速度/(m・min⁻¹)	離焦量/mm	擺動形式	擺動幅度/mm	擺動頻率/Hz
背部打底	3.0	0.8		+15	順圓	2	60
填充1~13層	3.0	0.8	3.0	+15	順圓	2	60
填充14~20層	3.0	0.8	3.5	+15	順圓	2	60
蓋面左右道	3.0	0.8	3.0	+15	順圓	2	60
蓋面中間道	3.0	0.8	2.0	+15	順圓	2	60

圖3所示為80mm厚TC4鈦合金窄間隙激光熱絲焊接接頭俯視圖與正視圖｡經(jīng)過觀察，該焊接接頭焊縫整體比較平直，顏色呈現(xiàn)亮麗的銀白色，焊縫成形良好｡

3.2焊接接頭微觀組織

圖4所示為80mm厚TC4鈦合金窄間隙激光熱絲焊接接頭橫截面形貌，根據(jù)工藝特征的不同可將接頭分為蓋面層､填充層和打底層等3個區(qū)域｡80mm厚鈦合金試板在焊接過程中采用雙面交替焊接，且對稱焊道的焊接工藝參數(shù)相同，焊接接頭兩面顯微組織基本對稱一致｡對單面焊縫蓋面區(qū)､填充區(qū)和打底區(qū)進行顯微組織觀察，各區(qū)顯微組織組成相同，沒有明顯差異，因此以蓋面區(qū)為例進行組織分析｡焊縫橫截面整體呈Ⅰ形，通過觀察可以發(fā)現(xiàn)接頭中無明顯裂紋及側(cè)壁未熔合等焊接缺陷，分散分布的氣孔直徑小于0.2mm,并且整個焊接接頭變形量很小｡由圖4(c)虛線區(qū)域可知：焊接接頭焊縫區(qū)的組織以柱狀晶為主，其由兩側(cè)向焊縫中心處生長且呈對稱分布，這與柱狀晶沿著溫度梯度增大的方向生長方式有密切關(guān)系；同時由于高溫β相冷卻后保留的相界與生成新相的混合，焊縫組織中產(chǎn)生如圖4所示明暗相間的條紋[14-15]｡

圖5(a)所示為靠近焊縫側(cè)的熱影響區(qū)顯微組織形貌，該區(qū)域初始β相較少，數(shù)量較多的針狀馬氏體α排列密集且混亂｡圖5(b)所示為大倍數(shù)下熱影響區(qū)顯微組織形貌｡圖5(c)所示為靠近母材側(cè)的熱影響區(qū)組織形貌，馬氏體為該區(qū)域主要組織，原始晶界β相不再連續(xù)，由掃描電鏡可以看出，在該區(qū)域析出了數(shù)量較少的針狀α相(Acicularα)｡圖5(d)所示為蓋面區(qū)焊縫中心顯微組織｡圖5(e)所示為鈦合金母材，該區(qū)域組織以初生α相和(α+β)相為主｡由圖5可知，β相轉(zhuǎn)變成粗大的馬氏體，在焊接過程中由于快速冷卻，在β相晶界內(nèi)部生成并分布無擴散轉(zhuǎn)變的α相(α_m)｡查閱文獻可知：TC4鈦合金焊接件在焊接過程完成之后連續(xù)冷卻，當冷卻速率達410℃/s時，完全β相轉(zhuǎn)變?yōu)?alpha;_m馬氏體；當冷卻速率不足20℃/s時，完全β相轉(zhuǎn)變?yōu)榉�(wěn)態(tài)α_t(Tranformedα)相[16]｡

3.3硬度測試

根據(jù)《船舶焊接接頭維氏硬度試驗方法》CB/T3770-1996,對80mm厚TC4鈦合金窄間隙激光-熱絲焊接接頭進行硬度測試，包含細晶區(qū)(Fine-GrainedZone,FZ)､熱影響區(qū)(HeatAffectedZone,HAZ)和母材(BaseMaterial,BM)等區(qū)域｡80mm厚TC4鈦合金窄間隙激光熱絲焊接接頭測試位置如圖6(a)所示｡由圖6可知，填絲層[見圖6(b)和圖6(c)]焊縫硬度范圍為310~330HV,自熔打底層[見圖6(d)]焊縫硬度范圍為350~370HV｡母材的硬度最低，這是由于母材組織由較多硬度較低的β相晶粒與初生α相晶粒組成｡焊縫中心區(qū)的組織存在尺寸較為粗大的針狀α_m馬氏體，在經(jīng)歷相變強化后的針狀α_m馬氏體在溶質(zhì)元素的偏聚與固溶強化的雙重影響下，Al元素在α_m馬氏體中固溶，形成大量溶質(zhì)氣體原子，這些溶質(zhì)氣體原子與位錯發(fā)生強烈的交互作用，因此其平均硬度較高｡然而，由于焊縫中心的晶粒組織較為粗大，因此焊縫中心區(qū)的硬度與母材區(qū)相比提升較為有限[17-18]｡熱影響區(qū)存在大量細小的針狀α_m馬氏體和部分初生等軸α相晶粒，其中與尺寸粗大的針狀α_m馬氏體相比，尺寸細小的針狀α_m馬氏體具有更多的晶界和位錯數(shù)量，可有效提高合金的硬度，因此熱影響區(qū)硬度明顯大于焊縫和母材區(qū)域[19-20]｡

3.4拉伸試驗

參照《焊接接頭拉伸試驗方法》GB/T2651-2008,對80mm厚TC4鈦合金窄間隙激光-熱絲焊接接頭拉伸性能進行檢驗｡拉伸試樣厚度為16mm｡80mm厚TC4鈦合金窄間隙激光-熱絲焊接接頭斷裂位置均為母材，如圖7所示｡表10所示為80mm厚TC4鈦合金焊接接頭拉伸性能｡由表10可知：接頭的拉伸強度均比母材高，最大值達1007.0MPa,平均抗拉強度為961.5MPa｡由于在焊縫區(qū)域中β相轉(zhuǎn)化為α_m馬氏體､合金元素的固溶強化以及接頭局部產(chǎn)生的加工硬化，因此焊接接頭強度顯著提高，但同時焊接接頭塑性下降，拉伸件的延伸性與母材相比有所降低[21-22]｡

表10 80mm厚TC4鈦合金窄間隙激光-熱絲焊接接頭拉伸性能

編號	抗拉強度/MPa	斷裂位置	編號	抗拉強度/MPa	斷裂位置
1-1	1007.0	母材	2-1	967.0	母材
1-2	945.0	母材	2-2	952.0	母材
1-3	932.0	母材	2-3	932.0	母材
1-4	950.0	母材	2-4	948.0	母材
1-5	994.0	母材	2-5	988.0	母材

4、結(jié)論

(1)在鈦合金平板表面進行堆焊，當焊接速度不變時隨著激光功率的逐漸增加，熔寬､熔深增大，余高減小｡當激光功率不變時隨著焊接速度的增加，熔寬､熔深減小，余高變化不大｡當離焦量從0mm向正離焦變化時，熔寬增大，熔深､余高減小｡當離焦量向負離焦變化時，熔寬､熔深增大，余高減小｡隨著熱絲電流增大，焊縫熔寬明顯增加，焊縫余高略有減小，熔深則呈現(xiàn)先增大后減小的現(xiàn)象｡

(2)焊接參數(shù)選用激光功率3.0kW､焊接速度0.8m/min､填充時送絲速度2.0~3.5m/min､離焦量+15mm,此時80mm厚TC4鈦合金激光熱絲焊縫具有較好成形且無明顯缺陷｡接頭蓋面區(qū)針狀α馬氏體呈密集排列，且晶粒較為粗大，熱影響區(qū)的針狀α馬氏體與焊縫中心區(qū)域相比，尺寸明顯更小，母材主要由初生α相與β相組成。

(3)接頭焊縫區(qū)整體硬度均高于母材，硬度分布規(guī)律為熱影響區(qū)>焊縫區(qū)域>母材｡填絲層焊縫處的平均硬度約320HV,自熔層焊縫平均硬度為360HV｡拉伸試樣斷裂位置均位于母材，焊接接頭的拉伸強度都大于母材，平均抗拉強度為961.5MPa,最大值達1007.0MPa｡

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（注，原文標題：厚壁鈦合金窄間隙激光-熱絲焊接工藝對接頭性能的影響）

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