TC4钛合金窄间隙激光填绞股焊丝焊接接头组织及性能

杜勇， 李峰， 夏希玮， 武鹏博， 孙徕博， 方乃文

(1.中国船级社广州分社，广州510235；2.哈尔滨焊接研究院有限公司，哈尔滨 150028)

0 前言

钛合金具有质轻、无磁性、比强度高及耐海洋环境腐蚀能力优良等特点，在海洋工程领域得到了广泛的应用，特别适用于轻型海工装备的制造，是海洋领域的新型关键有色金属材料[1-5]。随着中国海洋工程发展策略逐渐向大尺寸、厚壁化方向转变，对厚板钛合金的焊接需求越来越迫切。因此，厚板钛合金高效焊接技术受到了相关研究人员的持续关注[6-9]。

与传统激光焊相比，窄间隙激光填丝焊由于具有焊接热输入小、热影响区窄、应力变形小等优点而在厚壁材料焊接中极具发展潜力。另外，由于焊丝的添加，对于焊接坡口的容忍度大幅提升，同时通过焊丝的有益元素的补充可以弥补焊接过程中的元素烧损。国内外学者相继对厚壁窄间隙激光填丝焊开展了一系列研究，内容涉及多种材料，包括低碳钢、不锈钢、高强钢、铝合金、镍基合金和高温合金等[10-15]，发现该技术获得的焊接接头具有应力变形小、焊缝质量高等优点，这些优点对于解决钛合金焊接过程中存在的导热性较差、熔点较高和高温停留时间较长等问题效果显著。

为了丰富现阶段厚板钛合金窄间隙激光填丝焊接的理论和应用研究，采用熔敷效率较高的绞股实心焊丝作为填充金属，对20 mm厚TC4钛合金板进行了激光填丝焊接，开展了焊接接头不同区域的组织分析和性能测试，探究了厚板钛合金在焊接过程中焊接接头的组织与性能的分布规律，为厚板钛合金结构在深海工程、武器装备等领域的实际应用提供基础数据支撑。

1 试验材料与方法

试验采用 TC4钛合金试板尺寸规格为500 mm×200 mm×20 mm，待焊试板加工成Y形坡口，坡口钝边为2 mm，坡口根部间隙为3.2 mm，单边坡口角度为1.5°。填充金属采用直径为1.6 mm 的1×3结构的TC4钛合金绞股焊丝，母材及焊丝化学成分见表1。焊前采用(5%HF+30%HNO3的水溶液，体积分数)对待焊试板进行酸洗，酸洗后的试板再通过水洗去除酸洗溶液后烘干备用，焊接工艺参数见表2，共计填充8道完成整个试板的焊接。

表1 母材及焊丝化学成分(质量分数，%)

表2 焊接工艺参数

试验采用YLS-30000-S4光纤激光器及D50W激光头，由KUKA机器人控制运动轨迹完成焊接过程。焊接过程采用自制拖罩进行送气保护，保护气体为99.99%的高纯度Ar，气体流量为35 L/min，施焊前提前5 s通入Ar，施焊滞后5 s停气，以保证焊缝在高温区域在冷却过程仍然能得到保护。

焊接完成后采用线切割设备从焊接试板上截取试样并进行研磨抛光，用2%HF+4%HNO3(体积分数)的水溶液进行腐蚀，然后采用OM，SEM，XRD等检测方法观察和分析焊缝、热影响区和母材的显微组织和物相构成；对焊接接头进行显微硬度测试，载荷为4.9 N，保持时间为10 s；按照图1所示加工室温拉伸试样。

图1 焊接接头拉伸试样示意图

2 试验结果及讨论

2.1 焊接接头组织形貌

图2为TC4钛合金激光填丝焊接接头宏观组织形貌。从图2可以清晰地观察到，焊缝成形良好，未观察到侧壁未熔合、气孔及裂纹等焊接缺陷存在，沿壁厚方向热影响区宽度分布较为均匀。

图2 TC4钛合金激光填丝焊接头宏观组织形貌

图3为TC4钛合金母材的显微组织。图3a和图3b分别是TC4钛合金母材的低倍和高倍显微组织，母材由均匀分布的α相和β相构成，β相依附在基体α相周边均匀分布。

图4为热影响区显微组织。热影响区组织中针状α′马氏体较多，密集混乱排列，且长宽比较大，热影响区主要由针状α′马氏体+初生α相组成。焊接过程中热影响区在焊接热循环的作用，会在β相转变温度以上停留，在随后的快速冷却过程中，β相会切变为针状α′马氏体。

图3 母材显微组织

图4 热影响区显微组织

图5为焊缝显微组织。焊接过程中，焊缝周围母材及填充焊丝经激光束快速熔化后，母材及焊丝中的等轴初生α相和β相全部熔化为液态金属。由于激光焊接过程中峰值温度高、冷却速度快，因此焊缝在凝固的过程中在焊缝区形成了具有一定方向性的粗大柱状原始β晶粒，在粗大柱状原始β晶粒内部存在网篮状α′马氏体。

图5 焊缝显微组织

2.2 XRD物相分析

图6为焊缝XRD图谱。由图6可知，TC4钛合金激光填绞股焊丝焊接接头的焊缝都是密排六方晶体结构，没有其它晶体结构产生，同时结合上文焊接接头微观组织分析可知，主要由α′马氏体组成，没有发现其它析出相。

图6 焊缝XRD图谱

2.3 焊接接头显微硬度

图7是20 mm厚钛合金焊接接头盖面层、填充层、打底层的显微硬度分布。由图7可知，盖面层、填充层、打底层的硬度分布均呈焊缝>热影响区>母材的规律。上述结果可能是因为钛合金各相的硬度排序为α′>α>β[15]，由于2组焊缝中均含有大量针状α′马氏体相互交错排列，且α′马氏体有较高的位错密度和一定数量的孪晶，从而会产生一定数量的晶界，使焊缝区域硬度(375 HV)高于其它区域，而2组焊接接头的热影响区内也有少量α′马氏体，从而其硬度也同样略高于母材的α+β相。对比焊缝中心的硬度，填充层和打底层的硬度相差较小，而盖面层的硬度略微增加。上述结果可能是因为填充层和打底层焊缝组织在后续焊接时受到多次焊接热循环作用，对前一道焊缝起到去应力的作用，而盖面层未受到热循环作用，因此α′马氏体强化作用更为明显。

图7 焊接接头硬度分布图

2.4 焊接接头力学性能

母材及焊接接头的抗拉强度见表3。焊接接头的平均抗拉强度为940 MPa，略高于母材。上述结果主要是因为焊缝中α′马氏体强化会提升焊接接头的强度，但同时也会造成塑性一定程度的降低，使焊接接头拉伸试样的断后伸长率略低于母材。图8为焊接接头拉伸试样断后的宏观与微观形貌，拉伸断口中存在大量韧窝，但韧窝较浅；随着拉伸应力的持续增加，接头开始发生塑性变形使位错进入微孔，微孔颈缩进一步缩断聚合从而形成微裂纹，随着拉伸的进行裂纹继续扩展直至发生断裂，形成了微观上呈韧窝态的断口形貌。

表3 母材及焊接接头拉伸性能

图8 拉伸试样及断后形貌

3 结论

(1)焊接接头中焊缝整体成形良好，无明显未熔合和气孔等缺陷。

(2)焊接接头中热影响区比母材晶粒稍大，由针状α′马氏体+初生α相组成；焊缝由粗大的原始β柱状晶和内部网篮状α′马氏体组成。

(3)焊接接头的平均抗拉强度为940 MPa，高于母材925 MPa，断裂位置在母材，拉伸断口主要特征为韧性断裂，韧窝较浅；焊缝的显微硬度高于母材和热影响区，平均数值为375 HV。