1、引言

21世紀(jì)是海洋的世紀(jì)，開(kāi)發(fā)利用海洋空間和海洋資源成為世界海洋強(qiáng)國(guó)競(jìng)爭(zhēng)重要領(lǐng)域。所有海洋資源的開(kāi)發(fā)都離不開(kāi)海洋工程設(shè)備的支持，海洋科學(xué)依賴于大潛深潛水器的成功研制[2-3]。鈦合金具有比強(qiáng)度高、耐腐蝕性能好、熱穩(wěn)定性好、延展性和韌性好、加工性好等優(yōu)點(diǎn)[4-5]。鈦合金耐壓殼體作為潛水器載體結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵部件，能承受千米級(jí)深水壓力，要求殼體高質(zhì)量焊接[6]。窄間隙焊接技術(shù)具有熱輸入小、焊后變形小和焊接過(guò)程穩(wěn)定等優(yōu)點(diǎn)，滿足高質(zhì)量合金耐壓殼體精密焊接需求[7-9]。

多層多道焊接過(guò)程普遍存在多次熱循環(huán)(thermal cycling,TC)影響接頭微觀結(jié)構(gòu)和力學(xué)性能。孫清潔等人[10]采用磁控窄間隙鎢極惰性氣體保護(hù)焊(TIG)焊接56mm厚Ti-6Al-4V試板，發(fā)現(xiàn)接頭各區(qū)的組織、結(jié)晶形態(tài)及生長(zhǎng)方向存在很大差異。張宇軒等人[11]發(fā)現(xiàn)鈦合金焊接接頭處晶粒尺寸從母材區(qū)向焊縫區(qū)逐漸增大，組織及力學(xué)性能存在明顯的不均勻性。Yang等人[12]采用雙面窄間隙TIG單道多層焊接技術(shù)焊接TC4鈦合金發(fā)現(xiàn)，冷卻速度差異導(dǎo)致焊縫和熱影響區(qū)內(nèi)馬氏體形態(tài)變化。焊接接頭打底層具有與母材相當(dāng)?shù)目估瓘?qiáng)度和延展性;填充層焊縫及層間結(jié)合區(qū)出現(xiàn)織構(gòu)強(qiáng)化、晶界強(qiáng)化，表現(xiàn)出高強(qiáng)度低塑性的特點(diǎn)。Long等人[13]采用電子束雙面多層焊接的方法焊接140mmTC4鈦合金，發(fā)現(xiàn)焊縫區(qū)微觀組織和力學(xué)性能在厚度方向存在明顯的不均勻性，兩焊縫根部重疊區(qū)域是接頭在高循環(huán)疲勞性能測(cè)試中最弱部分。研究發(fā)現(xiàn)散熱條件的差異是導(dǎo)致焊接接頭沿厚度方向微觀組織和力學(xué)性能不均勻的關(guān)鍵因素。增材過(guò)程中也存在類似的現(xiàn)象及結(jié)論。Zhou等人[14]發(fā)現(xiàn)增材過(guò)程中沉積金屬在后續(xù)的熱循環(huán)過(guò)程中會(huì)受到高溫停留時(shí)間和冷卻速度的影響，更多的合金元素溶解到β相中，進(jìn)而影響最終的微觀結(jié)構(gòu)。王壯等人[15]發(fā)現(xiàn)在增材制造過(guò)程中先沉積的金屬會(huì)受到后沉積金屬的熱處理作用，熱循環(huán)曲線發(fā)生改變，高溫停留時(shí)間與冷卻速度發(fā)生改變，進(jìn)而影響最終的微觀結(jié)構(gòu)。Guo等人[16]發(fā)現(xiàn)低于β轉(zhuǎn)變溫度的熱循環(huán)次數(shù)較多的區(qū)域更有可能充滿具有交織分布的a相，這是由于元素分布不均勻造成的。該區(qū)域表現(xiàn)出較大的拉伸強(qiáng)度和顯微硬度，最終沉積試樣力學(xué)性能存在明顯的各向異性。

本工作針對(duì)擺動(dòng)送絲磁控電弧窄間隙焊接技術(shù)成的60mm厚TC4鈦合金焊接接頭展開(kāi)分析。對(duì)接頭不同熱循環(huán)次數(shù)的位置取樣，進(jìn)行微觀組織分析及顯微硬度和拉伸性能測(cè)試,結(jié)合數(shù)值模擬獲得的熱循環(huán)曲線,分析了熱循環(huán)作用對(duì)窄間隙焊接接頭顯微組織和力學(xué)性能的影響，建立了不同熱循環(huán)溫度和循環(huán)次數(shù)與材料微觀組織和力學(xué)性能的對(duì)應(yīng)關(guān)系。

2、實(shí)驗(yàn)

采用擺動(dòng)送絲磁控電弧窄間隙焊接系統(tǒng)進(jìn)行焊接試驗(yàn)，其設(shè)備組成如圖1所示。該設(shè)備包含TIG焊槍系統(tǒng)、磁控電弧系統(tǒng)、擺動(dòng)送絲系統(tǒng)、氣體保護(hù)系統(tǒng)和機(jī)械手臂。TIG焊槍系統(tǒng)包含TIG焊槍、送絲機(jī)、數(shù)字調(diào)節(jié)直流TIG弧焊電源(松下YC-500TX4);磁控電弧系統(tǒng)和擺動(dòng)送絲系統(tǒng)為自主研發(fā)設(shè)備，其核心機(jī)制在于利用磁控電源向定制的兩組電磁線圈輸入可調(diào)節(jié)的方波交流電，利用電磁線圈的電磁感應(yīng)原理產(chǎn)生的交變磁場(chǎng)，實(shí)現(xiàn)了對(duì)電弧擺動(dòng)和焊絲擺動(dòng)的精確控制;氣體保護(hù)系統(tǒng)包含尾部保護(hù)拖罩和背面保護(hù)裝置，通過(guò)電磁氣閥控制通入純度99.99%的氬氣;整套磁控窄間隙焊接設(shè)備由發(fā)那科(FANUC)機(jī)械手臂夾持，所有系統(tǒng)通過(guò)PLC控制，可實(shí)現(xiàn)自動(dòng)焊接過(guò)程持續(xù)穩(wěn)定可靠工作。

選用深海耐壓結(jié)構(gòu)常用的TC4鈦合金為母材。為滿足超大尺寸、低殘余應(yīng)力、高質(zhì)量合金耐壓殼體精密焊接需求，其接頭形式采用雙U窄間隙坡口對(duì)接的形式。試板整體尺寸為600mm270mm60mm,坡口采用雙面U型坡口，底部圓弧半徑為5mm，坡口角度為5°，鈍邊厚度2mm。焊絲采用直徑1.2mm的ERTC4鈦合金焊絲。表1和表2為T(mén)C4鈦合金母材和ERTC4鈦合金焊絲的化學(xué)成分和力學(xué)性能。焊前采用砂紙和丙酮處理試板表面，去除氧化層和油污。基于前期的工藝研究基礎(chǔ)[9]，采用的焊接工藝參數(shù)為:焊接電流220A,焊接速度9cm/min,送絲速度2.2m/min，磁場(chǎng)強(qiáng)度6mT，交變磁場(chǎng)頻率5Hz，焊絲擺動(dòng)幅度6mm，擺動(dòng)頻率100Hz。

焊接后，采用線切割對(duì)樣品進(jìn)行切割，從焊接接頭中提取包含整個(gè)焊接接頭的尺寸為60mm20mm5mm的樣品,依次使用梯度粒徑砂紙打磨后,使用50μm二氧化硅拋光液拋光至鏡面。宏觀組織結(jié)構(gòu)表征使用Keller試劑(10mLHF+25mLHNO₃+65mLH2O)對(duì)待觀察的試樣蝕刻100s,采用光學(xué)顯微鏡(OM,DSX510)觀察。微觀組織結(jié)構(gòu)表征使用Keller試劑(3mLHF+12mLHNO₃+85mLH2O)對(duì)待觀察的試樣蝕刻10s,采用掃描電子顯微鏡(SEM,MERLINCompact)和電子背散射(EBSD)觀察微觀組織和拉伸斷口形貌。

采用HV-1000DT型維氏顯微硬度計(jì)進(jìn)行焊縫、熱影響區(qū)和母材的顯微硬度測(cè)試。測(cè)試點(diǎn)之間相距0.5mm，加載荷載為3N,施加載荷的時(shí)間為15s。使用線切割機(jī)切取拉伸試樣，試樣的位置和尺寸如圖2a、2b所示，圖2a是俯視圖，圖2b是截面圖。使用材料試驗(yàn)機(jī)(UTM5105X)對(duì)拉伸試樣進(jìn)行常溫拉伸性能測(cè)試，設(shè)定拉伸速度為2mm/min。選取相同層3個(gè)拉伸試樣進(jìn)行拉伸實(shí)驗(yàn)，取平均值作為接頭焊縫的拉伸強(qiáng)度和延伸率。

表1TC4鈦合金母材和焊絲的化學(xué)成分

Table 1 Chemical composition of TC4 titanium alloy and ERTC4 welding wire(wt%)

表2 TC4鈦合金母材力學(xué)性能

Table 2 Mechanical properties of TC4 titanium alloy

3、結(jié)果與分析

3.1焊接接頭宏觀形貌

采用擺動(dòng)送絲磁控電弧窄間隙焊接技術(shù)完成了60mm厚TC4鈦合金板的焊接，所獲得的焊接接頭截面形貌(橫置)如圖3所示。焊接接頭側(cè)壁熔合良好，焊道層間輪廓清晰明顯，未出現(xiàn)氣孔、裂紋、夾渣及未熔合等焊接缺陷。由于采用雙U鈍邊坡口，兩側(cè)的焊縫組織演變規(guī)律相似，因此只對(duì)單側(cè)焊縫進(jìn)行研究。

可以看到隨著層數(shù)增加，到達(dá)上表面時(shí)，變成粗大的β柱狀晶。部分柱狀β晶粒甚至由底部和側(cè)壁指向上表面貫穿了數(shù)道焊縫。隨著焊接層數(shù)增加，由于鈦合金導(dǎo)熱性差，熔池高溫停留時(shí)間較長(zhǎng)，β相會(huì)快速長(zhǎng)大。受競(jìng)爭(zhēng)生長(zhǎng)機(jī)制影響，β相會(huì)沿溫度梯度反方向擇優(yōu)生長(zhǎng)，窄間隙坡口形式使熔池增加了散熱面積，因此β相從熔池底部和兩側(cè)向熔池上表面生長(zhǎng)，直至彼此相遇后停止。受外延機(jī)制的影響，柱狀β晶?？缭搅藢娱g位置，此外，相鄰兩層焊接會(huì)出現(xiàn)重熔部分，受外延機(jī)制的影響β晶粒具有明顯的擇優(yōu)取向，因此熔池凝固過(guò)程中會(huì)沿上一道擇優(yōu)生長(zhǎng)的β晶粒繼續(xù)生長(zhǎng)，最終形成跨越了相鄰層的粗大的柱狀晶。

3.2熱循環(huán)對(duì)焊接接頭微觀形貌的影響

圖4為ABAQUS輸出的理論熱循環(huán)曲線?！癛emelt”循環(huán)曲線代表了當(dāng)前道次填充層在下一道填充時(shí)出現(xiàn)重熔，這屬于固液相變并不屬于熱循環(huán)的范疇，因此將重熔部分視為經(jīng)歷后續(xù)熱循環(huán)的起點(diǎn)。TC4鈦合金具有穩(wěn)定的微觀結(jié)構(gòu)，可以在500℃以下穩(wěn)定使用，因此只分析超過(guò)500℃的焊接過(guò)程。從圖中可以看出，填充層共經(jīng)歷了3次熱循環(huán)(1441、1042和718℃)，微觀組織將發(fā)生明顯改變。為了便于分析，選取能區(qū)分熱循環(huán)次數(shù)的最后幾道焊縫，并在圖3中標(biāo)記了典型取樣位置。

圖5和圖6為經(jīng)歷不同次數(shù)熱循環(huán)的焊縫的微觀組織形貌。如圖4所示，第1次熱循環(huán)峰值溫度(1441℃)遠(yuǎn)高于β相轉(zhuǎn)變溫度(950℃)，因此發(fā)生了a→β的完全轉(zhuǎn)變。由于存在重熔區(qū)，這意味著原始β晶粒發(fā)生合并，這將導(dǎo)致β晶界附近β取向?qū)⒀刂喜⒑蟮木Я駜?yōu)取向轉(zhuǎn)變。這一過(guò)程導(dǎo)致冷卻過(guò)程中沿α_GB產(chǎn)生的α群落與之前的不同，這可以通過(guò)α群落數(shù)量增多且方向較為統(tǒng)一看出。同樣，由于α相的完全轉(zhuǎn)變，如圖5b、5b所示，微觀組織仍保持網(wǎng)籃組織形貌，但取向發(fā)生了明顯的改變,如圖6b所示。第1次熱循環(huán)將吞并擇優(yōu)取向較弱的a群落，使其取向多樣性減弱。此外，由于冷卻速率較慢，組織在高溫停留時(shí)間較長(zhǎng)，導(dǎo)致板條α平均寬度(W由0.91±0.09μm增加到1.25±0.22μm。第2次熱循環(huán)峰值溫度(1042℃)高于β相轉(zhuǎn)變溫度，仍然發(fā)生a→β的完全轉(zhuǎn)變。這意味著整個(gè)區(qū)域的a取向幾乎沒(méi)有發(fā)生改變，因?yàn)橥耆D(zhuǎn)變將進(jìn)一步強(qiáng)化擇優(yōu)取向的α群落生長(zhǎng)。如圖5c、5c所示，轉(zhuǎn)變形成的a群落變得更加粗大，板條α平均寬度由1.25±0.22μm增加到1.38±0.29μm。第3次熱循環(huán)由于溫度(718℃)低于β相轉(zhuǎn)變溫度，只有部分α相轉(zhuǎn)變?yōu)棣孪?，如圖5d、5d所示，白色框圖中a群落的形貌發(fā)生改變，因此發(fā)生了α→β→α轉(zhuǎn)變。此外α→β轉(zhuǎn)變導(dǎo)致a間距減小，在襯度上不再表現(xiàn)出明顯區(qū)別，板條α平均寬度由1.38±0.29μm降低至1.02±0.18μm。如圖6d所示，擇優(yōu)取向消失，取向多樣性有所增強(qiáng)。總的來(lái)說(shuō)，經(jīng)過(guò)3個(gè)熱循環(huán)后，α相逐漸被來(lái)自其他區(qū)域的板條所占據(jù)，這是由于相鄰的先前β晶粒的生長(zhǎng)造成的，也是由于相同β晶粒內(nèi)其他α相的競(jìng)爭(zhēng)生長(zhǎng)造成的。經(jīng)過(guò)2次高溫?zé)嵫h(huán)后，α相的平均尺寸明顯變寬并沿?fù)駜?yōu)取向生長(zhǎng)，新形成的板條保持一致的方向，并且與之前存在的一個(gè)方向相似。溫度較低熱循環(huán)時(shí)，部分保留在α及其附近的α群落沒(méi)有發(fā)生α→β轉(zhuǎn)變，但部分位于取向轉(zhuǎn)變邊界的α群落發(fā)生了α→β轉(zhuǎn)變，在冷卻過(guò)程中將有更多樣的生長(zhǎng)發(fā)育取向。

基于上述微觀組織形貌表征以及熱循環(huán)溫度曲線，結(jié)合不同相形成的臨界冷卻速率，可以深入理解整個(gè)熱循環(huán)過(guò)程中相位演化的動(dòng)態(tài)過(guò)程。第1次和第2次熱循環(huán)與α相的完全轉(zhuǎn)變有關(guān)，而第3次熱循環(huán)則關(guān)聯(lián)于部分α→β轉(zhuǎn)變，這主要是因?yàn)檫^(guò)程中的峰值溫度低于β轉(zhuǎn)變溫度。在未經(jīng)歷熱循環(huán)的樣品中，晶界 α_GB 直接沿 β晶界形核，而板條α沿晶界α向內(nèi)生長(zhǎng)形成α群落。隨著冷卻過(guò)程的推移，冷卻速率不斷下降，α群落向β晶粒內(nèi)部生長(zhǎng)，形成網(wǎng)籃狀的組織。然而第1次和第2次熱循環(huán)峰值溫度較高，大部分乃至全部α群落發(fā)生了α→β轉(zhuǎn)變。由于在晶界 α_GB 處存在能量積累,并且晶粒沿?fù)駜?yōu)取向較多，因此晶界α_GB周?chē)摩料嗖环€(wěn)定，更容易轉(zhuǎn)化，這一點(diǎn)可以通過(guò)圖7的EBSD中α和β的面積分?jǐn)?shù)統(tǒng)計(jì)結(jié)果得到證實(shí)。值得注意的是，在冷卻速率最快的前2次熱循環(huán)中，首先形成了晶界α。與未經(jīng)熱循環(huán)的原始組織存在明顯差異。隨著冷卻的繼續(xù)進(jìn)行，長(zhǎng)而平行的α相群落在 α_GB層的根部開(kāi)始形成，其片層厚度也相對(duì)增大。與前2次熱循環(huán)相比，第3次熱循環(huán)的瞬時(shí)冷卻速率和平均冷卻速率以及峰值溫度均顯著降低。相應(yīng)地，α群落的初始形成溫度隨著冷卻速率的降低，將高于β轉(zhuǎn)變溫度，這意味著α群落的穩(wěn)定性得到了改善。因此，大多數(shù)a群落可以沿新的方向生長(zhǎng)。同時(shí)，多重?zé)嵫h(huán)和緩慢的冷卻速率也促進(jìn)了元素?cái)U(kuò)散，導(dǎo)致更多的β相被保留，殘余β相比例由0.02%增加至1.89%。

圖8為不同熱循環(huán)次數(shù)的微觀組織極圖，通過(guò)研究{0001}晶格平面族，可以評(píng)估熱循環(huán)對(duì)α相各向異性的影響。如圖8b所示，經(jīng)歷第1次高溫?zé)嵫h(huán)，完全的α→β轉(zhuǎn)變導(dǎo)致α相具有強(qiáng)烈的擇優(yōu)取向，這可歸因于較高的冷卻速率顯著提高了α相擇優(yōu)取向。如圖8c所示，經(jīng)歷第2次較高溫?zé)嵫h(huán)后，α相仍將表現(xiàn)出較高的擇優(yōu)取向行為，遵循之前α相方向，擇優(yōu)取向方向幾乎沒(méi)有發(fā)生改變。如圖8d所示，在第3次低溫?zé)嵫h(huán)過(guò)程中，部分α相發(fā)生了α→β→α轉(zhuǎn)變，此時(shí)較低的冷卻速率及溫度梯度顯著減弱了α相的擇優(yōu)取向，因此織構(gòu)強(qiáng)度降低。

3.3熱循環(huán)對(duì)焊接接頭力學(xué)性能的影響

3.3.1顯微硬度

圖9為接頭硬度測(cè)量結(jié)果，其中WZ為焊接接頭區(qū)域，HAZ為熱影響區(qū)，BM為母材。試驗(yàn)所用母材為T(mén)C4，硬度平均值約為320HV。在焊縫區(qū)和熱影響區(qū)，由于受熱和冷卻速度不均勻，造成不同區(qū)域焊縫組織存在較大差異，導(dǎo)致焊縫硬度波動(dòng)顯著。熱影響區(qū)的硬度高于母材，這主要是由于該區(qū)域在熱循環(huán)后形成了細(xì)晶區(qū)，晶界α_GB數(shù)量較多，同時(shí)保留了部分等軸原始α晶粒，這些因素共同貢獻(xiàn)了較高的硬度。焊縫表層硬度情況如圖9a所示。由于焊縫表層冷卻速度較快，β相通過(guò)非擴(kuò)散相變形成了馬氏體，相變強(qiáng)化是硬度提高的主要原因。此外，焊接過(guò)程中通過(guò)對(duì)母材施加約束固定防止較大的焊接變形，經(jīng)過(guò)多次熱循環(huán)后，應(yīng)力集中導(dǎo)致α相發(fā)生畸變，產(chǎn)生加工硬化從而導(dǎo)致該區(qū)域硬度顯著增加。焊縫填充層硬度情況如圖9b所示，填充層由于受到后續(xù)焊縫的熱處理效應(yīng)，經(jīng)歷了α→β轉(zhuǎn)變，但由于冷卻速率和溫度梯度較低，冷卻后主要形成了α相，其硬度相對(duì)較低。同時(shí)，熱循環(huán)還導(dǎo)致了α相的粗化，進(jìn)一步降低了接頭的硬度。焊縫打底層硬度情況如圖9c所示，打底層及相鄰的填充層由于焊接電流較小，熱輸入較小，形成了細(xì)小等軸晶，經(jīng)歷更多次的熱循環(huán)，其晶粒和組織結(jié)構(gòu)更加均勻，細(xì)晶強(qiáng)化作用效果高于馬氏體相變強(qiáng)化，因此硬度較高。焊縫顯微硬度的分布整體表現(xiàn)為打底層>蓋面層>填充層。

3.3.2拉伸性能

圖10為厚板接頭取不同層試樣的拉伸力學(xué)性能測(cè)試結(jié)果，斷裂均發(fā)生在焊縫區(qū)。蓋面層的抗拉強(qiáng)度最低，抗拉強(qiáng)度從上到下呈遞增趨勢(shì)，最高抗拉強(qiáng)度可達(dá)921MPa;從蓋面層到打底層的抗拉強(qiáng)度分別可達(dá)到母材的95.7%、96.2%和96.9%。與抗拉強(qiáng)度相比，延伸率呈現(xiàn)相反的變化趨勢(shì)，即蓋面層延伸率最高，約為7.8%，而打底層延伸率最低，約為6.7%，從上往下分別可達(dá)到母材的70.9%、64.5%和60.9%。拉伸試樣斷口宏觀與微觀形貌如圖11a~11f所示，所有斷口上存在密集排列大小深淺不一的韌窩，因此認(rèn)為接頭存在一定的延展性，同時(shí)推斷拉伸試樣斷裂方式屬于韌性斷裂。不同位置拉伸試樣斷口微觀形貌沒(méi)有明顯差異。

4、結(jié)論

1)在高溫?zé)嵫h(huán)(第1次1441℃、第2次1042℃)過(guò)程中發(fā)生α→β的完全轉(zhuǎn)變，在擇優(yōu)取向和競(jìng)爭(zhēng)生長(zhǎng)的綜合作用下導(dǎo)致α群落數(shù)量增多且方向較為統(tǒng)一。

2)在中低溫?zé)嵫h(huán)(718℃)過(guò)程中發(fā)生部分轉(zhuǎn)變，降低了高溫?zé)嵫h(huán)(α→β完全轉(zhuǎn)變)產(chǎn)生的高織構(gòu)強(qiáng)度，豐富了α群落的生長(zhǎng)方向。

3)板條α相的寬度在整個(gè)熱循環(huán)表現(xiàn)為先增加后降低的趨勢(shì)，但與無(wú)熱循環(huán)相比厚度變大;β相比例則在整個(gè)熱循環(huán)后表現(xiàn)為增加。

4)60mm厚焊接接頭焊縫顯微硬度的分布表現(xiàn)為打底層>蓋面層>填充層，主要原因是細(xì)晶強(qiáng)化作用;拉伸強(qiáng)度表現(xiàn)為打底層>填充層>蓋面層，延伸率相反。

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（注，原文標(biāo)題：熱循環(huán)對(duì)TC4鈦合金窄間隙焊接接頭組織和性能的影響_孫琪）

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