TA18(Ti-3Al-2.5Ｖ)是美國20世紀(jì)60年代末研制的一種近α型鈦合金，因其具有良好的力學(xué)性能、加工性能和優(yōu)于TC4鈦合金的焊接性能，被廣泛用作航空管材[1]。相比不銹鋼或鋁合金管材，TA18鈦合金管材不僅能承受更大的工作壓力，還能滿足航空航天領(lǐng)域?qū)煽啃约俺志眯缘囊骩2]。

在工程應(yīng)用過程中，鈦合金管材、板材和型材均會受到空間位置及裝配精度的限制，勢必要采用合適的焊接方法對其進(jìn)行連接[3－4]。在實(shí)際應(yīng)用中，TA18鈦合金管材常以無縫管的形式使用，因而對于TA18鈦合金的研究主要集中在軋制及無縫管加工方面[5－7]。

隨著鈦焊管制備技術(shù)的發(fā)展，相比無縫鈦管，鈦焊管在制造成本、綠色高效、壁厚均勻一致性等方面顯示出一定的優(yōu)勢，并已在某些領(lǐng)域取代無縫鈦管獲得應(yīng)用[8]。然而，現(xiàn)階段針對TA18鈦合金焊管的研究較少，尤其是焊縫對服役性能的影響有待深入研究。因此，分別采用鈦焊管工業(yè)生產(chǎn)中常用的直流鎢極氬弧焊(直流TiG)、脈沖鎢極氬弧焊(脈沖TiG)和激光焊接工藝對TA18鈦合金板材進(jìn)行焊接，研究不同焊接工藝對焊縫幾何形狀、顯微組織及力學(xué)性能的影響，以期為TA18鈦合金焊管的研發(fā)提供一定的理論依據(jù)和技術(shù)參考，推進(jìn)鈦合金焊管的生產(chǎn)應(yīng)用。

1、實(shí)驗(yàn)

實(shí)驗(yàn)材料為2mm厚的TA18鈦合金冷軋帶卷，其化學(xué)成分如表1所示。從冷軋鈦帶卷上切取試樣，規(guī)格為500mm×100mm×2mm。

采用直流TiG、脈沖TiG和激光焊接3種方式分別沿著板材軋制方向焊接TA18鈦合金板材。施焊前，用砂紙打磨試樣表面，然后用酒精沖洗，烘干。

TiG焊接和激光焊接過程中均采用純氬氣對高溫焊接熔池區(qū)域進(jìn)行雙面保護(hù)，其中鎢極保護(hù)噴嘴氣體流量為8L/min，焊接拖罩氣體流量為10L/min，背面保護(hù)氣體流量為10L/min。

TiG焊機(jī)型號為松下ＹＣ-400ＴＸ4型，激光器為6000Ｗ光纖激光器，焊接工藝參數(shù)如表2所示。在使用脈沖TiG焊接時(shí)，基值電流是峰值電流的20％，同時(shí)脈沖頻率設(shè)定為200Hz，有利于降低焊接總體的熱輸入，方便控制熔池的形貌和尺寸，使得焊道表面紋理光滑。脈沖TiG焊接的平均電流為180Ａ，直流TiG焊接的電流為215Ａ。

按圖1所示，采用激光切割機(jī)在TA18鈦合金焊接接頭位置截取金相試樣和力學(xué)性能試樣。金相試樣經(jīng)過磨拋后，用Kroll試劑進(jìn)行腐蝕。采用ＸＪＺ-6Ａ型光學(xué)顯微鏡觀察焊接接頭組織，并用402ＭＶＡ型顯微硬度計(jì)測量焊接接頭不同位置的顯微硬度，加載載荷為9.8Ｎ，持續(xù)時(shí)間為15s。拉伸試樣按照GB/T 2651—2008加工，標(biāo)距長度為100mm。采用ＣＭＴ5105型萬能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行室溫拉伸性能測試，拉伸速率在試樣屈服之前為0.2mm/min，之后增加至20mm/min。彎曲試樣按照GB/T 2653—2008加工，壓頭直徑為6mm，下壓頭間距為12mm，彎曲速率為60mm/min。

2、結(jié)果與分析

2.1宏觀形貌

圖2為不同焊接工藝下TA18鈦合金焊接接頭表面的宏觀形貌，焊縫及熱影響區(qū)寬度如表3所示。

從圖2可以看出，TiG焊接和激光焊接都可實(shí)現(xiàn)TA18鈦合金板材雙面良好成形，焊縫正面和背面均連續(xù)均勻。由于直流TiG焊接熱輸入較大，焊縫寬度達(dá)到8.72mm；采用脈沖TiG焊接時(shí)，高頻脈沖促使電弧能量集中，整體的焊接熱輸入減小，焊縫寬度降低至7.40mm；而激光焊接過程中激光束具有更強(qiáng)的穿透性且激光能量更加集中，致使激光焊接接頭焊縫和熱影響區(qū)寬度均明顯降低，焊縫寬度僅為2.66mm，相比于直流TiG焊接降低約69.5％。

激光焊接具有最快的熔池加熱和冷卻速度，熔池高溫停留時(shí)間短，液態(tài)金屬流動(dòng)性差，熔池中心的液態(tài)金屬不能及時(shí)回流到焊縫兩側(cè)，導(dǎo)致焊縫兩側(cè)咬邊缺陷增加。而脈沖TiG焊接可對焊接熔池的流動(dòng)性進(jìn)行調(diào)控，因而能夠更好地控制焊縫熔透行為、焊縫寬度和咬邊。相比激光焊接，脈沖TiG焊縫中心位置熔池下塌降低，熱影響區(qū)位置的熔池咬邊也得到一定削弱。

2.2顯微組織

圖3為不同焊接工藝下TA18鈦合金焊接接頭的橫截面形貌。圖4為TA18鈦合金焊接接頭橫截面組成區(qū)域示意圖。由圖4可以看出，TA18鈦合金焊接接頭主要分為母材(ｂａｓｅｍｅｔAl，ＢＭ)、熱影響區(qū)(ｈｅａｔａｆｆｅｃｔｅｄｚｏｎｅ，ＨＡＺ)和焊縫區(qū)(ｗｅｌｄｚｏｎｅ，ＷＺ)，而熱影響區(qū)根據(jù)受熱情況分為粗晶熱影響區(qū)(ｃｏａｒｓｅｇｒａｉｎｈｅａｔａｆｆｅｃｔｅｄｚｏｎｅ，ＣＧＨＡＺ)和細(xì)晶熱影響區(qū)(ｆｉｎｅｇｒａｉｎｈｅａｔａｆｆｅｃｔｅｄｚｏｎｅ，ＦＧＨＡＺ)。從圖3可以看出，直流TiG焊接接頭粗晶熱影響區(qū)的晶粒呈現(xiàn)鑄態(tài)組織特征。脈沖TiG焊接方式能夠降低焊縫熔池的整體熱輸入，同時(shí)峰值電流和基值電流交替對熔池液態(tài)金屬進(jìn)行加熱和冷卻，有利于加強(qiáng)對焊接熔池的攪拌作用，細(xì)化粗大的柱狀晶粒。激光焊接具有較快的加熱和冷卻速率，熔池液態(tài)金屬主要依附于熱影響區(qū)半熔化晶粒形核長大，熔池高溫停留時(shí)間相對較短，晶粒來不及長大便凝固；焊縫柱狀晶區(qū)晶粒呈45°夾角從兩側(cè)對稱向焊縫中心位置生長，具有較大的長寬比。

圖5為TA18鈦合金焊接接頭不同位置的金相組織。從圖5可以看出，雖然直流TiG、脈沖TiG、激光焊接的熱源形式有所差異，但焊接接頭不同區(qū)域的微觀組織特征基本相似。TA18鈦合金母材組織為等軸α相，當(dāng)焊接加熱溫度超過α/β轉(zhuǎn)變溫度時(shí)，母材中的α相向β相轉(zhuǎn)變，高溫下β晶粒快速長大[9－10]。在隨后的快速冷卻過程中，焊縫熔池內(nèi)粗大的β晶粒保存至固相，并形成針狀馬氏體α′相[11]。直流TiG焊接接頭中除針狀馬氏體α′相之外，還存在大量先共析α相，其中焊縫區(qū)內(nèi)先共析α相占比最大且呈塊狀團(tuán)聚分布，這表明即使在焊縫熔池快速冷卻的過程中，熔池內(nèi)局部區(qū)域仍存在較大溫差，導(dǎo)致不同位置的冷卻速度不同，造成焊縫區(qū)不同位置顯微組織存在差異。與直流TiG焊縫中存在較大的塊狀α相不同，脈沖TiG焊縫中的針狀馬氏體α′相更加細(xì)小，呈交錯(cuò)的網(wǎng)籃組織形態(tài)。

激光焊接焊縫區(qū)顯微組織主要為原始β晶界隔開的針狀馬氏體α′相及少量的塊狀相變α相，且網(wǎng)籃狀排列的針狀馬氏體α′相占比最大，組織最細(xì)。

粗晶熱影響區(qū)為針狀馬氏體α′相和更加細(xì)小、彌散分布的塊狀轉(zhuǎn)變α相。隨著距離熱源中心位置的增加，細(xì)晶熱影響區(qū)的加熱溫度較低且冷卻速度快，晶粒尺寸仍然較小，僅有部分α相轉(zhuǎn)變?yōu)楦邷卅孪?深色)，隨后冷卻過程中形成α＋α′相組織。

2.3力學(xué)性能

由于TA18鈦合金直流TiG、脈沖TiG和激光焊接接頭微觀組織存在差異，導(dǎo)致焊縫顯微硬度也有所不同。TA18鈦合金母材顯微硬度值為2.17GPa，激光焊接接頭焊縫區(qū)的平均顯微硬度值達(dá)到2.73GPa，顯著高于直流TiG和脈沖TiG(焊縫區(qū)的平均顯微硬度值分別為2.53、2.57GPa)。這是因?yàn)榧す夂附泳哂休^快的冷卻速率，導(dǎo)致焊縫區(qū)形成大量細(xì)小的網(wǎng)籃狀排列的針狀馬氏體α′相，而網(wǎng)籃狀排列的針狀馬氏體α′相是提高焊縫強(qiáng)度和硬度的主要組織[9，12]。

圖6為TA18鈦合金室溫拉伸試樣的照片，圖7為不同焊接工藝下TA18鈦合金焊接接頭的室溫拉伸性能。從圖6可以看到，不同焊接工藝下拉伸試樣的斷裂位置均位于母材處。TA18鈦合金母材的抗拉強(qiáng)度為659MPa，屈服強(qiáng)度為626MPa，延伸率為22.0％。從圖7可知，焊接工藝對TA18鈦合金焊接接頭抗拉強(qiáng)度及屈服強(qiáng)度的影響不大。激光焊接工藝下，焊接接頭的延伸率最高，達(dá)到20.5％，為母材的93％；直流TiG焊接工藝下的延伸率最低，為16.0％，是母材的72％。這是因?yàn)榧す夂附咏宇^焊縫區(qū)和熱影響區(qū)的寬度要顯著小于TiG焊接，在拉伸試樣標(biāo)距范圍內(nèi)母材的變形協(xié)調(diào)區(qū)間更大。

TA18鈦合金焊接接頭的彎曲性能如表4所示。

從表4可見，激光焊接接頭的彎曲角度普遍低于TiG焊接接頭，這是由于激光焊縫中的針狀馬氏體α′相較多，造成焊接接頭硬度增加。

3、結(jié)論

(1)與直流TiG焊接工藝相比，脈沖TiG焊接工藝的電弧能量集中，整體的焊接熱輸入減小，焊縫熔寬降低；激光焊接工藝可顯著降低焊接接頭的寬度，與直流TiG焊接工藝相比焊接接頭寬度減少約69.5％。

(2)TA18鈦合金激光焊接接頭顯微組織主要為原始β晶界隔開的針狀馬氏體α′相及少量的塊狀相變α相，且網(wǎng)籃狀排列的針狀馬氏體α′相占比最大，組織最細(xì)。

(3)3種焊接工藝下拉伸試樣的斷裂位置均位于母材處，其中，激光焊接工藝下焊接接頭的延伸率最高，為20.5％，達(dá)到母材的93％。與TiG焊接接頭相比，激光焊接接頭具有更高的顯微硬度，但其彎曲性能相對較低。

參考文獻(xiàn)References

[1]楊建朝，席錦會，楊亞社，等.航空航天用TA18鈦合金管材的研發(fā)及應(yīng)用[Ｊ].鈦工業(yè)進(jìn)展，2014，31(4):6－10.

[2]張旺峰，張暉，顏孟奇，等.飛機(jī)液壓系統(tǒng)用TA18鈦合金管材性能特殊性研究[Ｊ].鈦工業(yè)進(jìn)展，2018，35(4):22－25.

[3]田喜明，衛(wèi)娜，周中波，等.Ti-Al-Ｆｅ低成本鈦合金TiG焊焊接組織和性能研究[Ｊ].鈦工業(yè)進(jìn)展，2020，37(5):23－26.

[4]黃先明.激光清洗和脈沖鎢極電弧焊接Ti-3Al-2.5Ｖ鈦合金管的研究[Ｊ].鈦工業(yè)進(jìn)展，2012，29(1):44.

[5]謝群良，汪建林.工藝對Ti-3Ａ1-2.5Ｖ鈦合金無縫管的表面和性能的影響[Ｊ].上海鋼研，2002(2):9－14.

[6]ＺｈａｎＭ，ＪｉａｎｇＺＱ，ＹａｎｇＨ，ｅｔAl.ＮｕｍｅｒｉｃAlｌｙｃｏｎｔｒｏｌｌｅｄｂｅｎｄｉｎｇｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｍｅｄｉｕｍｓｔｒｅｎｇｔｈTA18TiｔａｎｉｕｍAlｌｏｙｔｕｂｅｓｕｎｄｅｒｄｉｆｆｅｒｅｎｔｄｉｅｓｅｔｓ[Ｊ].ＳｃｉｅｎｃｅＣｈｉｎａ:ＴｅｃｈｎｏｌｏｇｉｃAlＳｃｉｅｎｃｅｓ，2011，54(4):841－852.

[7]ＪｉａｎｇＺＱ，ＺｈａｎＭ，ＹａｎｇＨ，ｅｔAl.ＤｅｆｏｒｍａTiｏｎｂｅｈａｖｉｏｒｏｆｍｅｄｉｕｍ-ｓｔｒｅｎｇｔｈTA18ｈｉｇｈ-ｐｒｅｓｓｕｒｅｔｕｂｅｓｄｕｒｉｎｇＮＣｂｅｎｄｉｎｇｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔｂｅｎｄｉｎｇｒａｄｉｉ[Ｊ].ＣｈｉｎｅｓｅＪｏｕｒｎA(yù)lｏｆＡｅｒｏｎａｕTiｃｓ，2011，24(5):657－664.

[8]李長江，范江騰，胡成龍，等.ＰＴＡ氧化反應(yīng)冷凝器用鈦焊管國產(chǎn)化分析[Ｊ].鈦工業(yè)進(jìn)展，2021，38(4):38－42.

[9]楊曉華，楊武林，兌衛(wèi)真，等.TC4鈦合金激光焊接頭微觀組織和硬度[Ｊ].材料熱處理學(xué)報(bào)，2014，35(10):70－74.

[10]董智軍，呂濤，雷正龍，等.激光焊接TC4鈦合金組織性能研究[Ｊ].航天制造技術(shù)，2013(1):27－30.

[11]朱文玉.探究工藝、粒徑及元素含量對TA18合金組織及性能的影響[Ｄ].長春:吉林大學(xué)，2021.

[12]程東海，黃繼華，楊靜，等.TC4鈦合金激光疊焊成形及顯微組織[Ｊ].稀有金屬材料與工程，2009，38(2):255－258.