鈦合金是優異的海洋工程用輕量化結構材料，是海洋工程重要的裝備材料[1]。隨著現代船舶海洋工程的發展，船舶減重是目前造船行業節能減排的一個重要研究方向[2]，而鈦合金因高比強度、高耐蝕性是替代船體結構鋼優良的金屬材料[3]。

鈦合金焊接是影響鈦合金結構件裝備質量的重要工序。傳統鈦合金焊接以鎢極氬弧焊和熔化極氣體保護焊為主，熱輸入量較大，焊接變形大，焊接效率低。激光焊接作為一種高效精密焊接方法，激光束能量密度高，可獲得大的深寬比，焊接變形及焊后殘余應力小，鈦合金激光焊接在鈦合金焊接中扮演著越來越重的角色[4]。受限于激光器功率，國內外鈦合金激光焊接研究主要集中在薄板和精密件的焊接。

目前國內外對鈦合金中薄板激光焊接技術研究的較多，對中厚板鈦合金研究較少。我們主要對16mm厚鈦合金板的激光焊接工藝、組織性能進行研究，實現了TC4鈦合金中厚板單面焊一道成型的穩定焊接。

1、試驗條件與方法

1.1試驗材料

試驗材料為TC4鈦合金板材，規格分別為100mm×150mm×16mm和200mm×400mm×16mm，采用I坡口，兩板間隙0～0.5mm。采用激光自熔焊接，不填絲。母材的化學成分及力學性能見表1，符合GB/T 3621—2007《鈦及鈦合金板材》標準相關要求，試板為軋制退火態[5]。

1.2焊接工藝

試驗設備采用YLS-20000型光纖激光器，最大激光功率為20kW，搭載KUKA機器人，激光焊接頭采用雙焦點激光頭，采用脈沖輸出激光模式。進行平焊位置焊接，正反面采用99.99%純氬氣保護，熔池上方采用側吹輔助氣體吹離等離子體，側吹角度為50°~60°，輔助氣體也采用99.99%純氬氣，激光焊接工藝參數見表2。

1.3檢測方法

焊后試板按照GB/T 5168—2008《α-β鈦合金高低倍組織檢驗方法》相關檢測要求，在型號為OLYMPUSGX71的高倍金相顯微鏡上開展試樣微觀組織研究，在Quanta650掃描電子顯微鏡上進行掃描電鏡分析。在STNTECH20/G材料試驗機上進行拉伸試驗，采用橫向圓形拉伸試樣，拉伸試樣在試板中間取樣，試樣尺寸如圖1所示。在BHT5106電液伺服彎曲試驗機上進行彎曲試驗，在ZBC2302-C擺錘式沖擊試驗機上進行10mm×10mm×55mm尺寸的標準V型試樣沖擊試驗，在CV-430DAT數顯維氏硬度計上進行顯微硬度試驗，載荷49N，加載時間30s[5-6]。

2、試驗結果分析與討論

2.1小孔成形原理研究

激光焊接具有兩種焊接模式：深熔焊和熱導焊。深熔焊又稱為激光小孔焊，當激光輻射照度大于106W/cm²時，金屬表面在激光的作用下瞬間熔化和氣化，致使激光作用區域逐漸下凹，形成蝕孔，當激光束產生的氣態金屬反沖力、液態金屬重力和側面金屬表面張力達到平衡后，小孔穩定。厚板激光深熔焊接的成形質量取決于激光焊接過程中小孔是否穩定。

由于鈦合金在高溫下易與氧、氫、氮發生化學反應，焊接過程中采用99.99%氬氣保護。等離子的產生和小孔效應是鈦合金大功率深熔焊接過程產生的兩種最重要的物理現象，兩者相互影響、相互作用。

大功率激光焊接時，在鈦合金表面迅速聚集大量的金屬蒸氣，進一步被電離，產生等離子體云或金屬蒸氣羽輝，由于激光在穿透光致等離子的過程中發生吸收、折射和散射，致使熔池對激光的吸收處于不穩定狀態，焊接小孔收縮變小，熔深變淺，深寬比減小，因此焊接過程中需采用側吹輔助氣體將光致等離子體吹離激光作用區[7]。

試驗采用規格為100mm×150mm×16mm的TC4試板進行焊縫成形規律研究，主要是為了探索在焊接工藝參數合適的情況下實現小孔成形。在其它焊接工藝參數一致的情況下，分別對比研究不加側吹、99.99%氬氣側吹流量15L/min、99.99%氬氣側吹流量30L/min三種狀態下的焊接接頭成形，如圖2所示。

不加側吹時，焊接過程中飛濺很大，焊縫正表面熔寬較大，焊縫余高不均勻，焊縫背部未焊透，這主要是由于熔池表面形成等離子云，熔池下部對激光的吸收率急劇降低，小孔穿透能力急劇下降，而且小孔截面外徑呈指數降低，能量主要集中在焊縫表面，且不穩定造成的。在側吹流量15L/min氬氣下，焊縫前段背部熔透，隨著焊接的進行，背部余高逐漸減少直至未焊透，焊縫正面飛濺較大，焊縫寬度起伏不定，這主要是由于側吹一定程度上減弱了等離子體，但是隨著焊接的進行，等離子體密度逐漸增加，直至金屬蒸氣的壓力高于側吹壓力，輔助側吹無法起到作用造成的。當側吹氣體流量為30L/min時，焊后試樣焊縫正反面熔寬均勻，無焊接飛濺，背部余高均勻一致，正面焊縫寬度只有7mm，且下凹，兩側存在切割狀態的直邊，這主要是由于側吹較大，吹動熔池所致。在不加側吹時采用高速攝影觀察熔池，如圖3所示?？梢院苊黠@看到熔池上方被光致等離子體羽輝所包圍[8]。

2.2焊縫成形及宏觀形貌

在分析激光焊接接頭成形影響規律的基礎上，選擇激光功率18kW，焊接速度72cm/min，離焦量+10mm，側吹流量30L/min，對200mm×400mm×16mm的試板進行激光焊接。TC4試板激光焊接頭形貌如圖4所示，焊縫表面成型良好、美觀，正表面有輕微的下凹，這主要是焊接過程中熔池金屬下墜造成的，背部焊縫余高均勻一致，過渡圓滑。經接頭橫截面低倍金相觀察，發現無明顯的缺陷，內部沒有氣孔、夾渣、未熔合、未焊透、裂紋等缺陷。焊縫區域可以明顯地看到樹枝狀柱狀晶，從母材兩側向焊縫中心伸展，始終沿著最大過冷度方向生長。焊接接頭整體形貌呈“高腳酒杯”型，由焊縫（WZ）、熱影響區（HAZ）、母材（BM）三個區域組成。焊接接頭焊縫正面熔寬約為13mm，焊縫深寬比為1.23，焊縫背面熔寬約為6mm。在厚度方向上從頂部到底部焊縫寬度先變小后增大，距正表面約三分之二處焊縫寬度最小，約5mm。研究表明，焊縫宏觀形貌主要由激光小孔效應決定，焊接過程中熔池金屬受重力作用下墜，小孔下部發生輕微緊縮現象；焊縫根部熔寬增寬則是由于激光直接照射熔池根部，激光能量在小孔底部聚集，導致此處焊接熱輸入較大而形成的。

焊接試板按照NB/T47013.2—2015《承壓設備無損檢測第2部分：射線檢測》進行X射線檢測，檢測結果如圖5所示。焊縫內部無氣孔、夾渣等圓形缺陷和未焊透、裂紋等線性缺陷。

2.3焊接接頭微觀組織

圖6為母材的顯微組織。如圖6（a）、（b）所示，母材為α+β組織，分布均勻，α基體相呈等軸狀和拉長狀態，α相周圍分布著大量細小的β相。經SEM掃描電鏡進一步觀察，如圖6（c）、（d）所示，α相周圍彌散著分布著片層狀β相，在β相中間又分布著細小的塊狀α相。

圖7為接頭焊縫區的顯微組織。如圖7（a）、（b）所示，焊縫區組織主要為針狀α'相、馬氏體α相、少量針狀α相和β相，粗大的高溫β相晶界也被保留下來，高倍下可以明顯地看出針狀α和α'相平行交錯分布，二者形貌相似，難以區分，其最大長寬比大于10，馬氏體形核生長截止于原始β相晶界。經SEM掃描電鏡進一步觀察（圖7（c）、（d）），細長的針狀α'平行交錯分割晶粒，在針狀α'中間可以看到細小條狀β相。激光焊接是高能束焊接，能量密度高，過冷度大，TC4焊縫金屬從β相以很快的冷卻速度降至馬氏體轉變溫度以下，形成過飽和α相，并以非擴散的形式發生晶格切變，體心立方晶體β相轉變為過飽和的非平衡六方晶體α'相，主要以針狀α'相為主[9]。

圖8為熱影響區的顯微組織。如圖8（a）、(b)所示，熱影響區組織主要由針狀α'相、塊狀α相、馬氏體α和少量β相組成，部分區域針狀α'相+β相呈現網籃特征、彌散分布，高倍下可以明顯看出α'+β網籃組織，細小且彌散。用SEM掃描電鏡進一步觀察，如圖8（c）、(d)所示，焊接熱影響區主要由塊狀α相基體和細小彌散的α'+β網籃組織組成，塊狀α相和網籃組織交錯分布，提高熱影響區韌性。

2.4焊接接頭力學性能

2.4.1拉伸性能

從焊接試板取3件拉伸試樣，進行拉伸試驗。3件拉伸試樣抗拉強度分別為967、968、960MPa，平均值為965MPa，接頭抗拉強度相近，這說明焊接接頭強度穩定，滿足NB/T47014—2011《承壓設備焊接工藝評定》和CB/T4363—2013《船用鈦及鈦合金焊接工藝評定》中對接頭拉伸強度要求[5]。3個試樣均斷在焊縫處，母材抗拉強度為1029MPa，接頭抗拉強度相對母材降低了64MPa，這是由于焊縫組織主要是鑄態組織，由長寬比較大的針狀α'相組成，同時β相相對母材明顯減少造成的。

拉伸斷口宏觀形貌如圖9（a）所示，呈杯錐狀，斷口有一定的緊縮現象，但是不明顯，斷口表面粗糙，凹凸不平，存在一定的階梯層次，滑移變形的紋路較為曲折，具有明顯的塑性變形特征，屬于韌性斷裂。從宏觀斷口可以明顯地觀察到灰色的纖維區和光滑的剪切唇，未發現放射區，其中纖維區約占拉伸斷口面積88.1%。圖9（b）、（d）分別為拉伸斷口上部和中間纖維區的微觀結構，可以很明顯地觀察到大量密集細小的韌窩，斷口上部區域韌窩尺寸要大于中間區域韌窩尺寸，斷裂為韌性斷裂。由圖9（c）可知，剪切唇區發生韌性斷裂和準解理斷裂的混合斷裂，靠近邊緣位置有準解理平臺，呈剪切特征。

2.4.2焊接接頭顯微硬度

對焊接接頭距上表面2mm進行硬度測試，焊接接頭顯微硬度如圖10所示。從一側母材到另一側母材，顯微硬度先升高后降低，母材、熱影響區、焊縫區平均硬度值分別為310.2、322.3、326.6HV5，母材平均顯微硬度值最低，焊縫和熱影響區域硬度值相近，形成典型的“軟+硬+軟”三明治式硬度分布結構[10]。焊接接頭的相結構及分布狀態決定了接頭硬度分布狀態，焊縫和熱影響區主要是由馬氏體α和針狀α'組成，為非平衡狀態過飽和α相，晶格畸變能高，而母材基體主要是等軸或微拉長的α相，因此焊縫和熱影響區硬度值要高于母材的。

2.4.3焊接接頭沖擊韌性

接頭夏比沖擊試驗結果見表3，熱影響區沖擊吸收功最高、焊縫次之，焊縫和熱影響區沖擊吸收功值相近，母材沖擊吸收功最低，熱影響區沖擊吸收功比母材高約8.6J，這主要是由于熱影響區針狀α'相+β相呈現網籃特征、彌散分布，沖擊性能較好。

沖擊斷口形貌如圖11所示，焊縫中心、熱影響區、母材三個位置沖擊斷口宏觀形貌基本一致，斷口表面較為平坦，主要由纖維區、放射區和剪切唇組成，放射區占主要區域。從焊縫中心、熱影響區、母材三個位置斷口微觀形貌可以明顯看到裂紋擴展區呈韌窩斷裂特征，屬于韌性斷裂，且焊縫中心和熱影響區韌窩尺寸和深度要略大于母材斷口，進一步說明這焊縫和熱影響區的抗裂紋擴展能力較強。

2.4.4焊接接頭彎曲性能

取4組側彎試樣，試樣彎曲厚度為10mm，彎曲試樣在彎心直徑為200mm、彎曲角度為90°的條件下進行彎曲試驗，試驗結果表明，所有試樣均未發生斷裂且無裂紋，符合標準CB/T 4363—2013要求，焊接接頭彎曲性能良好。

3、結論

（1）采用大功率激光焊接時，熔池表面形成等離子羽輝，激光在穿透光致等離子的過程中發生吸收、折射和散射的作用，因此需要增加側吹輔助氣體，氣體流量對小孔成形影響較大，合適的氣體流量可實現16mm厚鈦合金板的激光深熔穩定焊接。采用大功率激光焊接16mm厚TC4鈦合金試板，可實現一次焊透、單面焊雙面成形。

（2）激光焊接接頭宏觀形貌呈高腳酒杯狀，焊縫正反面表面呈銀白色，焊縫外觀成形良好，接頭沒有發現氣孔、夾渣、未熔合、未焊透、裂紋等缺陷。

（3）焊縫區組織主要為針狀α'相、馬氏體α、少量針狀α相和β相，粗大的高溫β相晶界也被保留下來；熱影響區組織主要由針狀α'相、塊狀α相、馬氏體α和少量β相組成，部分區域針狀α'相+β相呈彌散分布的網籃組織。

（4）焊接接頭強度性能穩定，抗拉強度平均值為965MPa，比母材弱；母材平均顯微硬度值最低，焊縫和熱影響區域硬度值相近，形成典型的“軟+硬+軟”三明治式硬度分布結構；焊縫和熱影響區沖擊吸收功值相近，母材沖擊吸收功最低。所有彎曲試樣均未發生斷裂且無裂紋，符合標準CB/T 4363—2013要求，焊接接頭彎曲性能良好。

參考文獻：

[1]常輝，董月成，淡振華，等．我國海洋工程用鈦合金現狀和發展趨勢[J]．中國材料進展，2020，39(7)：585-590．

[2]陳憲剛，楊安禮．我國造船行業的節能減排[J]．船舶標準化工程師，2010，43(1)：22-24．

[3]王懷柳．鈦及鈦合金在船舶工業的應用現狀及發展[J]．特鋼技術，2013(4)：1-5．

[4]陳 鳳 林 ，葛可可 ，侯春明 ，等．艦船用鈦合金焊接技術進展[J]．電焊機，2019，49(8)：60-65．

[5]劉甲，陳高澎，馬照偉，等．鈦合金混合保護氣等離子弧焊接頭組織及性能[J]．材料導報，2021，35(z1)：371-373．

[6]劉甲，徐家磊，馬照偉，等．鈦合金等離子和 MIG 復合焊接技術研究[J]．材料導報，2021，35(z2)：358-360．

[7]張屹，李力鈞，金湘中，等．激光深熔焊接小孔效應的傳熱性研究[J]．中國激光，2004，31(12)：1538-1542．

[8]鄒江林，李飛，牛建強，等．高功率光纖激光焊接羽輝對焊接過程的影響[J]．中國激光，2014，41(6)：80-84．

[9]楊靜，程東海，黃繼華，等．TC4 鈦合金激光焊接接頭組織與性能[J]．稀有金屬材料與工程，2009，38(2)：259-262．

[10]姚偉，鞏水利，陳俐，等．鈦合金激光焊接接頭的組織和力學性能[J]．焊接學報，2006，27(2)：69-72．

相關鏈接