厚板鈦合金窄間隙tig焊接工藝研究畢業論文(編輯修改稿)

　

【文章內容簡介】 的氬弧焊填絲焊接時，從焊槍噴出的氣體形成的保護層只能很好的保護熔池，對已凝固而尚處于高溫狀態的焊縫及熱影響區則無保護作用。此時焊縫及熱影響區會因吸收空氣中的氮和氧而導致塑性下降。因此，在鈦及鈦合金的焊接中，必須使用氬氣進行大范圍保護或置于真空環境中，以防止大氣污染[16]。因此鈦合金的焊接衍生出兩種方式：箱內焊接和敞開式焊接。本課題所焊球體不適于在充有惰性氣體的箱內焊接，而敞開式焊接時必須施以保護措施。鈦合金敞開式焊接依靠焊炬噴嘴、拖罩（圖24所示）和背面保護裝置進行保護[3]。拖罩是敞開式鈦合金焊接時最常用，也是最有效的保護措施，但是拖罩并不是適用于窄間隙坡口下的焊接。如圖25所示為本課題設計的雙U形窄間隙坡口，坡口坡角小，窄而深，普通的拖罩根本無法深入其中，而拖罩浮于試板表面時會造成坡口中氣體的紊流，使保護效果變差。焊接蓋面過程中，相當于薄板的焊接，拖罩還是可以起到保護作用的。圖24 焊槍與拖罩圖25 雙U形窄間隙坡口針對于本課題雙U形窄間隙坡口，設計了一種能夠深入坡口中的“拖罩”（圖26所示）。圖26 保護方案示意圖實際上這種“拖罩”是一只通有氬氣的銅管，深入坡口中，跟隨焊槍對焊接高溫區進行保護。由于窄間隙坡口窄而深的特征，接近于垂直的坡口側壁形成兩側天然的氣槽，加之氬氣的密度大于空氣，氬氣會聚集于坡口之中，實現對焊接高溫區長時間的保護，保護銅管實物圖如27a所示。焊接試板的背面同樣需要保護，設計利用單側帶膠的鋁箔貼于試板背側（如圖26所示），將坡口封閉成密閉空腔，也同樣通氬氣保護。蓋面時所使用拖罩的設計也具有突出的特點，拖罩前部的弧形結構，可以更好的貼合焊槍噴嘴，給予焊接區最充分的保護；整個拖罩分為兩部分，兩部分有獨立的供氣系統（如圖27b所示），前部分氣室較小（如圖27c所示），可以使氣流更集中，這對于焊接試板邊緣特別有意義，可以更好的保護試板邊緣，即在沒有引弧板的情況下也可以達到良好的焊接效果；拖罩內的銅網使氣體更均勻的噴出。a）保護銅管b）拖罩c）拖罩內部圖27 保護裝置 試驗材料和坡口本實研究過程中所用的母材為TC4（Ti6Al4V）鈦合金，厚度78mm。TC4（Ti6Al4V）鈦合金屬于α+β鈦合金。Ti6Al4V含有6%的α穩定元素Al和4%的β穩定元素V，其主要化學成分如表21所示，熱處理狀態為650℃保溫3小時，隨爐冷卻。其退火后平衡組織以α相為主，β相含量通常930%。本試驗所用填充材料可以選擇與母材同質的TC4鈦合金焊絲，考慮到厚板結構焊接后接頭應力水平較高，接頭可能會因為塑性不足而導致開裂。因此選用塑韌性較好的近α鈦合金Ti4Al2V。近α鈦合金是α固溶體和少量β相（2%8%）組成，保留了α合金與α+β雙相合金的許多優點[17]。因此近α鈦合金具有較好的強度和塑韌性，其塑韌性要好于TC4，其成分見表21。 表21 TC4鈦合金與Ti4Al2V焊絲化學成分表 (wt.%)材料TiAlVFeCNHOTC4基Ti4Al2V基試驗所用板材和焊絲由陜西省寶雞鈦業股份有限公司提供，試板尺寸為377mm98mm78mm的TC4鈦合金板（多對）。鈦合金窄間隙焊接工藝的研究較少，并不確定雙U形坡口的具體尺寸，因此本次焊接工藝試驗選用了兩種尺寸的雙U形窄間隙坡口，坡口尺寸如圖28a、b所示，通過焊接過程中變形情況的測量和分析進而確定最佳的坡口尺寸。a）小尺寸坡口b）大尺寸坡口圖28 雙U形窄間隙坡口焊前對坡口及兩側各25mm以內的表面進行清理，清除表面的污染物，而后進行清洗和干燥，并盡快焊接。 試驗設備及方法 試驗設備根據厚板鈦合金窄間隙焊接特點，設計和制造了具有質量輕、冷卻好、可深入窄間隙坡口內焊接等特點的焊槍以及窄間隙下特殊的保護裝置，如圖29a、b、c所示。a）焊槍b）保護銅管c）背側保護圖29 試驗中的保護裝置本實驗中采用普通直流TIG焊機，在室溫條件下，采用直流電流進行焊接。焊接過程中，工件置于銅質工作臺上，采用手工操作的方式進行焊接。 窄間隙TIG多層焊實驗前，在一對鈦板上加工雙U形窄間隙坡口，并用細砂紙打磨坡口附近和焊絲表面氧化膜，再用丙酮清洗，清除母材和焊絲表面油污。將試件置于工作臺上，背面用鋁箔封好后通氬氣保護。整個焊接系統的示意圖如圖210所示。圖210 試驗系統原理圖焊接過程中，深入窄間隙坡口的通氬銅管中氬氣流量很重要，焊接過程中氬氣流量過大，造成氣體在坡口間隙中的紊流，混入空氣而使保護效果變差；氬氣流量過小，同樣起不到良好的保護效果。因此選擇在銅管中氬氣流量從10L/min至20L/min條件下焊接，觀察焊縫顏色變化，確定最佳的焊接氣流量。為了確定窄間隙鈦合金焊接的最佳電流參數，同時研究不同電流參數對于焊接接頭組織和性能的影響，根據已有文獻和經驗，確定電流的大致范圍在100A~300A，本試驗中分別在120A、180A、240A和300A條件下進行鈦合金窄間隙TIG焊接試驗，焊接工藝試驗的相關參數如表22所示。采用多層焊的方式，層間溫度控制在100℃以下，焊接平均速度10cm/min，單層填充金屬厚度約為3mm。表22 焊接工藝試驗參數焊接電流I（A）焊槍氣體流量q（Lmin1）銅管氣體流量q（Lmin1）背側氣體流量q（Lmin1）1203008102010厚板結構焊接時拘束度大，焊接殘余應力較高，應力集中較大。本試驗中所用78mm厚鈦合金板，即使在窄間隙下焊接，接頭中還是會存在較大的殘余應力。過大的殘余應力對接頭的拉伸、剛度、疲勞等性能早成較大的影響。本試驗中對焊接后的試板進行真空退火處理，熱處理規范：真空條件下650℃保溫2h，隨爐冷卻。在此溫度下退火的目的是消除應力，并不能改變接頭組織，但接頭的性能會有一定的提升。焊接過程中，工件上的溫度隨著瞬時熱源的移動作用而發生周期性的變化，稱之為焊接熱循環，焊接熱循環研究了焊接過程中工件上某點的溫度隨時間的變化，對于焊接熱循環的研究有助于加深對焊接過程的理解。本論文對鈦合金窄間隙條件下焊接的焊接溫度場進行測量，利用熱電偶對工件上某些點溫度進行采集，計算機繪制測溫曲線，測溫系統原理圖如圖211所示。圖211 測溫原理圖 微觀組織分析為了觀察接頭各區域的金相組織，通過電火花線切割機對不同條件下焊接形成的試件接頭取樣，制作金相試件，宏觀金相試件經過精銑，砂紙打磨，機械拋光后腐蝕得到，可以直接觀察到焊縫與熱影響區。微觀金相試件經過磨平、拋光、腐蝕、清洗等步驟處理后，在金相顯微鏡（OM）下觀察接頭各區域的組織。 SME成分分析SME試驗時，試樣的制作過程與金相試樣相同，拋光后不經過腐蝕，直接在電鏡下進行觀察，本論文采用日本日立公司生產的掃描電子顯微鏡（Hitatchi S4700）進行顯微組織觀察，并用SME所附帶的能譜分析裝置（EDS）進行由母材到焊縫的成分分析。為分析接頭區域的硬度變化規律，對接頭進行顯微硬度測試，顯微硬度計載荷500g，承載時間10s。本論文采用拉伸試驗測試接頭的抗拉性能，評價接頭的結合強度。由于焊接過程中采用手工焊的方式進行焊接，導致接頭性能并不均勻，因此本論文對相同焊接條件下的試件在不同深度位置處各取6個拉伸試件，測量其平均抗拉強強度。利用線切割將焊接接頭切成拉伸試件，使焊縫居中，拉伸試件尺寸如圖212所示，在精磨床上將線切割面上殘留的溝槽磨平。在INSTRON1599電子萬能材料試驗機上進行拉伸試驗。拉伸試驗前后的實物圖如圖213所示。圖212 拉伸試件尺寸圖a）拉伸前b）拉伸后圖213 拉伸試件實物圖第3章 厚板鈦合金窄間隙TIG焊接接頭顯微組織分析本次試驗中，選擇了兩種坡口尺寸，四種電流參數和一系列變化的保護氣體流量，通過多組的焊接試驗，以確定最佳的焊接參數。保護氣體含量的確定主要根據焊縫焊接后顏色確定。如表31所示保護氣體流量保證了焊接后焊縫呈現銀白色金屬光澤，達到一級焊縫水平。表31 焊接保護氣體流量位置焊槍銅管/拖罩背側氣體流量8L/min15L/min7L/min在120A電流下焊接，可以得到外觀完整的接頭，但經過超聲探傷后發現有未融合，在后續的拉伸試件斷口中的確發現了未熔合現象，120A電流過小，熱輸入量不足，窄間隙坡口側壁熔合困難；在300A電流下焊接，焊接效果不夠理想，首先，在如此大的電流焊接，鎢極燒損嚴重，易造成焊縫夾鎢，其次惡劣的焊接條件影響焊工的操作，再次，過大的熱輸入勢必導致接頭中應力過大，焊縫及熱影響區晶粒粗大，性能變差，試驗中我們發現了有焊縫開裂的現象。圖31 120A下未融合現象圖32 300A下出現裂紋在180A和240A下焊接試板焊接效果良好。外觀檢驗，焊縫平滑過渡，無裂紋、咬邊、焊瘤等缺陷，焊縫表面呈銀白色金屬光澤。無損檢測，焊接后試板進行100%RT探傷，評定標準JB/，I極合格。焊縫側面和表面成形如圖33a、b所示。a） 焊縫表面成形b） 焊縫側面成形圖33 焊縫成形在本章主要對180A和240A兩種電流條件下焊接接頭的微觀組織進行觀察分析。關于焊接坡口尺寸的確定，在第5章中進行討論。在本章，主要對鈦合金窄間隙下焊接接頭的微觀組織結構進行討論和分析，主要包括三個方面的內容：首先，對鈦合金窄間隙TIG多層焊焊接接頭晶粒生長特征的分析，研究不同電流參數下晶粒尺寸的差異；其次，研究鈦合金焊接接頭各區域微觀組織以及形成機理；最后，結合能譜分析（EDS）進行由母材到焊縫的組織成分分析，對比不同電流參數下熔合比的變化，并結合接頭強度分析，研究在鈦合金窄間隙下焊接接頭特有的嚙合強化機理。鈦合金窄間隙TIG多層焊焊接接頭由焊縫、熔合區、熱影響區三個部分組成。熔池在經歷了熔化，化學冶金等一些列復雜過程后迅速凝固形成牢固的焊縫，并在隨后的過程中繼續發生固態相變。其中熱影響區雖然沒有熔化，但也因受到高溫影響而發生了組織轉變。這一系列變化都會影響焊接接頭的性能。圖34為在焊接接頭整體的宏觀，從圖中可以清楚的看到母材到熱影響區再到焊縫的過渡，焊接層數以及熱影響區的范圍。從宏觀金相上并沒有發現兩種電流參數下斷面形貌上的區別。240A電流下焊接，因為熱輸入較大的緣故，接頭的范圍要稍寬一些。由于焊接熱影響區不同部位所受熱作用的不一致性，造成其內部組織和性能的分布極不均勻，焊縫是由熔化金屬凝固形成的鑄態組織，過寬的焊縫和熱影響區可能會導致接頭的性能變差。焊接從接頭的宏觀金相中可以看到，窄間隙下焊縫和熱影響區的尺寸都較小，最寬處不過20mm，因此焊接造成的不利影響也相應的減小。圖34 焊縫宏觀常規坡口條件下的焊接接頭熱影響區，從熔合區向母材過渡，依次包括粗晶區、正火區、不完全正火區等區域。粗晶區緊鄰熔合線，加熱溫度高，高溫停留時間長，金屬處于過熱狀態，晶粒長大嚴重，脆性大，韌性低；細晶區位置相當于進行了正火處理而呈現細小均勻晶粒，性能較好；不完全正火區的特點是晶粒大小不一，性能也不盡一致。由于本試驗在窄間隙條件下焊接，熱影響區各區域的劃分并不明顯，圖336分別為180A和240A下焊接接頭的局部宏觀金相照片，可以看到接頭焊縫中晶粒粗大的鑄態結構，緊鄰焊縫的熱影響區并沒有發現明顯的粗晶區和細晶區，熱影響區晶粒較母材晶粒稍大，呈現等軸均勻的狀態，熱影響區兩側各約為3mm，再外側區域的晶粒與母材無異。對比180A和240A兩種電流下熱影響區晶粒尺寸的大小，如圖338所示，， 240A下晶粒尺寸稍大，是由于焊接熱輸入較大的原因造成的。兩種電流下晶粒的尺寸相當，且未呈現常規接頭中粗晶現象，這與材料的性能有關，TC4鈦合金合金元素含量較高，即使在較大熱輸入下晶粒長大的傾向也較小[3]，其次多層多道方式窄間隙焊時，焊層較薄，后一層焊縫對前一層焊縫的正火作用往往更徹底，使得熱影響區相當于進行了多次正火處理，而使得晶粒尺寸均勻。圖35 180A下宏觀金相圖36 240A下宏觀金相圖37 180A下熱影響區的晶粒圖圖38 240A下熱影響區的晶粒圖厚板鈦合金在TIG焊接熱循環的作用下，焊縫金屬開始凝固時，首先在熔合區處半熔化的晶粒處開始向焊縫中生長。因為熔池壁和焊縫金屬具有相似的化學成分，相同的晶格類型，因而特別適宜作為金屬結晶的現成表面，對結晶最為有利。從圖336宏觀金相中可以很容易辨別出焊縫區域，兩側為熱影響區，熱影響區部分晶粒局部熔化，晶粒直接從熔池壁上結晶，并沿著母材晶粒同一軸向生長，即聯生結晶，外延生長，不是每個晶粒都能順利的長大到焊縫中心，只有那些結晶取向與溫度梯度方向相同的晶粒才能持續長大，即晶粒在競爭中成長。相似的情形出現在多層焊的層間，可以看到許多晶粒貫穿多個焊接層，也是聯生結晶的結果。隨著熔池開始凝固，晶粒在焊縫形成聯生結晶后，垂直于熔合線呈柱狀晶生長并向焊縫中心區域推進。但隨著熔池的散熱條件的不同，溫度梯度的方向發生了改變，晶粒生長方向也發生了改變，最終呈現出如焊縫區域所示彎曲晶粒狀。 鈦及鈦合金同素異構轉變鈦及鈦合金在加熱和冷卻過程中會發生同素異構轉變，這種同素異構轉變是鈦及其合金相變的基礎。鈦及其合金在常溫下有兩