船用TA5鈦合金板激光焊接接頭成形質量與微觀結構調控研究——基于高功率激光焊接工藝，剖析焊縫區-熱影響區-母材區組織過渡特性及硬度/拉伸性能響應規律

1、序言

鈦及鈦合金具有密度小?無磁性?比強度和比剛度高?耐海水和海洋大氣腐蝕能力強，在航空航天?船舶制造和化工冶金等領域得到了廣泛的應用，被譽為 “海洋金屬” 和 “太空金屬”[1-6]。TA5 是一種在純鈦基礎上增加了 4% Al 元素和 0.005% B 元素形成的一種中等強度的 α 型鈦合金，由于含有單一的 α 相，故不能進行熱處理強化。船用鈦及鈦合金的焊接，對我國整個海洋工程裝備?甚至整個工業技術的發展都有著關鍵性作用 [7]。

目前，關于 TA5 鈦合金激光焊接工藝的研究較少，大多集中在比較熟悉的 TIG?MIG 焊等。對于傳統的熔化焊接技術，由于設備成本低?焊接過程平穩等特點，在現代焊接工業制造領域仍占據著一定的主導地位，但其生產效率低?焊接熱輸入大?變形大?晶粒粗大?熔透能力差等缺陷，對于厚板焊接時需要加工設計坡口，并考慮采用何種坡口形式?坡口角度等問題，然后采用多層多道焊，這可能會造成工件變形并產生較大的殘余應力。大連交通大學劉守義等 [8] 分別對 4mm 和 6mm 的 TA5 鈦合金進行 MIG 焊接組織性能研究，研究發現，在焊接接頭的焊縫區硬度最低，熱影響區組織主要為粗大的針狀 α 相，焊縫區組織出現了大量的針狀馬氏體相，并且焊接接頭具有良好的冷彎和拉伸力學性能。華中科技大學涂世豪 [9] 對 3mm 厚的 TC4 鈦合金進行平板脈沖激光堆焊試驗，研究結果表明，脈沖頻率?峰值功率?焊接速度和占空比對焊接接頭的成形和質量都有顯著影響。

相比于傳統的熔化焊 (TIG?FSW 等) 方法，激光焊有其獨特的優勢，例如能量密度高?焊接速度快?深寬比大?自動化程度高等，已經在船舶加工制造領域獲得了廣泛的應用，但國內外對于厚板鈦合金無間隙不開坡口單面焊雙面成形的焊接研究較少，因此開展本文研究具有重要的理論價值和現實意義。

2、試驗

2.1 試驗材料

本次試驗所用材料為軋制態 TA5 鈦合金，名義成分為 Ti-4Al-0.005B，材質符合 GB/T 3621-2007 要求，是一種中等強度的近 α 型鈦合金。試板規格分別為 10mm×200mm×300mm。根據圖 1 可知，TA5 鈦合金母材的微觀組織由等軸 α 相和少量 β 相組成，β 相均勻分布在 α 相晶界附近，呈點狀和線性分布，化學成分和力學性能分別見表 1?表 2。

表 1 TA5 合金的化學成分 (質量分數)(%)

表 2 TA5 合金室溫力學性能

2.2 焊接工藝

試驗采用高功率德國 IPG 激光器 YLS-20000 對 10mm 厚的 TA5 鈦合金進行激光自熔焊對接試驗，最大輸出激光功率可以達到 20000W，運動系統主要為德國 KUKA 六軸聯動機器人 KR60HA，定位精度在 0.05mm，能夠實現高精密復雜軌跡的焊接，特別適合激光自熔焊接。經過大量的工藝試驗和分析，優化后的激光 - MIG 復合焊接采用如圖 2 所示的坡口，坡口間隙為 0~0.2mm，激光功率為 12000W，焊接速度為 0.020m/s，離焦量為 + 10mm，為了防止焊接過程被空氣中的 N?H 和 O 氧化，在正反兩面用 99.99% 的純氬氣進行保護。

2.3 檢測方法

焊接完成后，采用 X 射線檢測對內部質量進行評定，射線檢測能夠在不破壞接頭的情況下，檢測到接頭內部是否存在氣孔?未熔合及裂紋等缺陷，根據 NB/T 47013.2-2015《承壓設備無損檢測 - 射線檢測》AB 級射線檢測技術進行評定。當滿足標準要求后，采用數控線切割方式沿垂直于焊縫方向上截取大小為 6mm×10mm×30mm 的試樣，隨后利用不同精度的砂紙進行打磨?拋光和腐蝕。為了能夠精準觀察到焊接接頭組織，首先采用金相顯微鏡 OLYMPUS GX71 進行低倍觀察，隨后采用掃描電子顯微鏡 Quanta 650 FEG 進行高倍觀察組織內部結構。根據 GB/T 4340.1-2009《金屬材料維氏硬度試驗第 1 部分：試驗方法》標準進行維氏硬度測試，在全自動維氏硬度機 KB30SR-FA 上對焊接接頭進行顯微硬度測試，在焊縫熔寬方向上部?中部和下部三個方向打點測試，兩測試間隔為 0.3mm，加載載荷為 5kg，持續時間 15s；根據 GB/T 2651-2008《焊接接頭拉伸試驗方法》在萬能材料試驗機上進行，焊接接頭加工成如圖 3 所示的拉伸試樣。

3、結果與分析

3.1 接頭宏觀形貌

TA5 鈦合金激光焊接接頭的宏觀形貌如圖 4a?b 所示，該工藝條件下獲得的焊接接頭呈銀白色金屬光澤，表面成形均勻，無表面裂紋?夾渣以及駝峰等明顯缺陷，但焊縫表面存在輕微咬邊，這是由于激光焊本身的工藝特點決定的；對焊接接頭進行 X 射線檢測，焊接接頭內部無氣孔?夾雜?側壁未熔合以及內部裂紋等缺陷，能夠滿足 NB/T 47013.2-2015《承壓設備無損檢測第 2 部分：射線檢測》I 級合格要求，如圖 4c 所示。

3.2 接頭橫截面宏觀形貌

從圖 5 可看出，TA5 鈦合金橫截面形貌呈現典型的 “沙漏形”，焊縫頂部的柱狀晶尺寸明顯大于焊縫中部和底部的尺寸，這與在焊接過程中受激光熱源的影響有直接關系，焊縫頂部受熱源的影響較大，達到了 β 相完全轉變溫度，α 相全部轉變為 β 相，隨后迅速長大為粗大的 β 柱狀晶，同時焊縫是從底部方向凝固到頂部，因此會呈現上?下部熔合區較寬而中間部分熔合區較窄的熔池形貌。根據焊接接頭受熔池熱傳導作用的不同，焊接接頭可以進一步細分為焊縫區?熱影響區和母材區。

3.3 焊接接頭的微觀組織

TA5 鈦合金激光焊接頭微觀組織特征如圖 6 所示，焊縫中心區組織主要為粗大的 β 相柱狀晶，柱狀晶的晶界完整清晰，晶界內部為交織成網籃狀形貌的細小的 α 針狀馬氏體和板條馬氏體，這主要是由于鈦的熱導率低，對過熱十分敏感，使得晶粒沿著溫度梯度的方向生成粗大的 β 柱狀晶，針狀馬氏體在 β 柱狀晶的內部和邊界同時形核和長大，在激光焊接過程中，焊接加熱溫度超過了 β 相轉變溫度，此時 α 相會全部轉變為液態的高溫 β 相，隨后在快速冷卻的過程中焊縫區金屬經歷熔池結晶和 β→α 相轉變過程，由于 β 相中的合金元素來不及擴散轉變為平衡的 α 相，而是通過原子的近程遷移發生切邊相變，生成大量細小的針狀馬氏體 α' 相。α' 相在 β 柱狀晶的內部和邊界同時形核和長大，通過高倍 SEM 電鏡發現，α 馬氏體大多呈現鋸齒狀和針狀。熱影響區包括近焊縫區 (粗晶區) 和近母材區 (細晶區) 兩個區域，粗晶區主要由 α 相和 α' 相組成，其中 α' 相呈短針狀交叉分布；細晶區主要由 α 相?α' 相和 β 相組成，熱影響區的組織呈現逐漸演變的過程，接頭熱影響區在激光焊接時各個位置受到的焊接熱循環和熱傳導作用不同，因此顯微組織存在很大差異。靠近焊縫處的熱影響區，由于受熔池的熱傳導作用較強，溫度迅速升高，母材中的 α 相全部轉變為 β 相，在隨后的快速冷卻過程中，β 相會部分轉變為針狀馬氏體，其余轉變為 α 相。近母材區受熔池的熱傳導作用較弱，此處獲得的熱量相對較少，在加熱過程中母材中的 α 相未能夠全部轉變為 β 相，冷卻過程中 β 相會有部分殘余，其余轉變為少量的針狀馬氏體。

3.4 焊接接頭的力學性能

(1) 拉伸試驗結果分析 由圖 7 可以看出，TA5 鈦合金激光焊接接頭拉伸斷裂位置主要發生在遠離焊縫的母材處，通過試驗發現焊接接頭的抗拉強度平均值為 783MPa，高于母材的抗拉強度 773MPa，因此斷裂發生在母材處，在拉伸過程中母材會率先發生局部的塑性變形，產生頸縮，而焊縫金屬的組織主要為過飽和的針狀馬氏體 α'，抗拉強度較高，產生的應變較小，從而形成了缺口效應，使得母材處先產生應力集中，最終優先斷裂。同時根據表 3 可以看出，焊接接頭的伸長率相對母材有所降低，在提高焊接接頭的強度的同時，韌性在一定程度上會有所降低。

表 3 TA5 鈦合金激光焊接頭橫向圓拉結果

(2) 拉伸試樣斷口形貌分析 斷裂是固體受到外界的應力或應變作用后的反應，斷裂的過程包括裂紋形核和裂紋擴展。而斷口總是發生在金屬組織中最薄弱的地方，拉伸試樣的斷口反映了被測試材料在外力作用下 (拉應力)，材料內部從裂紋源形成裂紋，經過裂紋的生長和擴展直至形成斷口的過程。在研究斷裂時，對斷口的觀察?分析和研究是對材料性能深入掌握的關鍵。可以通過斷口形貌分析去研究斷裂的基本問題：如斷裂起因?斷裂方式?斷裂機制?斷裂過程等。

鈦合金焊接接頭在拉伸過程中會出現明顯的不均勻的塑性變形，發生韌性斷裂，主要體現在斷口形貌為無光澤的杯錐狀，并且出現了頸縮，斷口截面主要是韌窩。韌性斷裂的斷口一般分為 3 個區域：中心纖維區?放射區和剪切唇 [6]。當拉伸載荷超過鈦合金本身的屈服極限時，首先產生均勻的塑性變形，在單向拉應力的作用下，在接頭的局部就會形成裂紋；當載荷達到抗拉強度時，試樣就會出現頸縮，此時試樣會受到切應力的作用，改變了應力狀態，一般沿著 45° 方向斷開，成為杯錐狀斷口，此時韌窩形貌由等軸狀改變為橢圓形或者拉長形。

(3) 顯微硬度 從圖 9 可以看出，激光焊的顯微硬度分布整體上呈現 “馬鞍形”，母材的硬度相對較低，主要分布在 300HV 附近；熔合區附近的硬度相對較高，大小主要在 330HV 附近，由于激光焊接過程的冷卻速度較快，相當于淬火，使得焊縫處形成了由針狀馬氏體 α' 相組成的網籃組織，α' 相交錯排列，其具有較高的位錯密度和孿晶針狀組織形成了大量的晶界，晶粒變得細小，根據 Hall-Patch 公式可知，晶粒越細小，單位面積上的晶界越多，而晶界可以使得位錯在界面處產生位錯塞積，從而阻礙位錯運動，而位錯運動的阻礙從宏觀上來看表現為材料的強度和硬度的提高。同時，硬度大小的變化與顯微組織過渡狀態和組織不均勻有關，激光焊焊縫和熱影響區都出現了較多高硬度的針片狀馬氏體相 α'，形成了相互交錯的網籃組織，根據 TEM 結果發現，網籃組織的內部存在大量的位錯，并且位錯密度較高，并且 α' 馬氏體的顯微硬度最高，根據研究表明，顯微硬度值 α'>α>β 相 [10]，靠近熔合線附近的 α' 馬氏體較多，因此出現了硬度最高值。熱影響區的顯微組織主要由針狀馬氏體 α' 相向 α 相和等軸 α 相逐漸演變，因此，熱影響區的顯微硬度有逐漸下降的趨勢。而母材的顯微組織由等軸 α 相和 β 相組成，不含針狀馬氏體相，所以其硬度最低。

4、結束語

本文采用激光自熔焊接方法實現了 10mm 厚 TA5 鈦合金的焊接，對焊接接頭的顯微組織特征和力學性能進行了研究，得到如下結論：

TA5 鈦合金激光自熔焊獲得的接頭成形良好，無明顯的焊接質量缺陷，滿足 NB/T 47013.2-2015《承壓設備無損檢測第 2 部分：射線檢測》I 級合格要求；焊縫中心區由粗大的 β 柱狀晶和晶內細小的針狀馬氏體 α' 相組成，靠近焊縫側的熱影響區組織為片狀?鋸齒狀 α 相與針狀馬氏體 α' 相；隨著遠離焊縫中心，熱影響區組織呈逐漸演變的特點，靠近母材側熱影響區組織為片狀 α 相?少量針狀馬氏體 α' 相和殘余 β 相，并最終趨于母材組織 α 相與 β 相。

焊接接頭的平均抗拉強度為 783MPa，高于母材的平均抗拉強度，拉伸斷裂發生在遠離焊縫的母材處，斷口形貌呈現塑形斷裂，平均斷后伸長率為 14.4%，相較于母材保持不變；激光焊在提高接頭強度的同時，塑性保持不變。

焊接接頭硬度最高值出現在熔合線，熱影響區和焊縫區次之，母材區顯微硬度最低，這與針狀馬氏體 α' 相的形態分布與大小有關。

參考文獻

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（注，原文標題：TA5鈦合金激光焊接頭組織與力學性能分析）