引言

鈦合金具有密度低、比強(qiáng)度高、抗腐蝕性好、焊接性能出色等優(yōu)勢(shì)，已被廣泛應(yīng)用于航天航空等領(lǐng)域［1-2］。薄壁鈦合金構(gòu)件作為一種重要的應(yīng)用形式，其連接和成形至關(guān)重要。相較于鉚接，焊接能夠整體提升構(gòu)件性能，同時(shí)降低結(jié)構(gòu)重量。與其他焊接方法相比，激光焊能量密度高、熱源集中、焊接速度快，更加適合薄壁鈦合金的焊接，激光焊接的接頭性能好，焊縫質(zhì)量高，結(jié)構(gòu)變形量小，更能滿足工程應(yīng)用。但由于薄壁構(gòu)件容易扭曲變形以及鈦合金較低的彈性模量和熱導(dǎo)率，導(dǎo)致薄壁鈦合金構(gòu)件焊接后的殘余應(yīng)力和變形問(wèn)題制約了其在某些高精度場(chǎng)合的應(yīng)用［3-4］。

由于焊接殘余應(yīng)力與變形的根源在于焊縫形成過(guò)程中加熱與冷卻溫度不均［5］，因此可以采用溫差拉伸法（如預(yù)熱法、在線冷卻法）來(lái)控制殘余應(yīng)力和變形。預(yù)熱法是將焊接零件在焊接前加熱至適宜溫度使其產(chǎn)生熱應(yīng)力以抵消焊接產(chǎn)生的應(yīng)力［6］，但會(huì)受制于焊縫結(jié)構(gòu)和加熱設(shè)備；在線冷卻法則擺脫了焊縫結(jié)構(gòu)的限制，可以在焊接過(guò)程中在線同步進(jìn)行強(qiáng)制冷卻［3，7］。剛性固定法是通過(guò)增加熱影響區(qū)的剛度來(lái)抑制變形量，這往往需要專用的焊接夾具，不僅成本高周期長(zhǎng)，而且抑制效果有限。預(yù)變形法［8］是在焊接前使待焊零件產(chǎn)生適當(dāng)變形或應(yīng)力來(lái)抵消焊接產(chǎn)生的變形和應(yīng)力，但預(yù)變形量和預(yù)拉伸應(yīng)力的大小和方向很難精確預(yù)測(cè)。

在目前的研究及應(yīng)用中，關(guān)于薄壁鈦合金激光焊接應(yīng)力與變形控制的相關(guān)研究較少，本文應(yīng)用水霧在線冷卻法對(duì)1.2mm厚TC4鈦合金激光焊接變形及殘余應(yīng)力控制進(jìn)行了試驗(yàn)研究，以證實(shí)該方法的有效性和可行性。

1、冷卻原理、試驗(yàn)設(shè)備及工藝試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1水霧在線冷卻法

水霧冷卻技術(shù)借助噴嘴將水霧化后均勻噴射至待冷卻熱源的表面，在表面上形成一層薄液膜，依靠液膜的蒸發(fā)、對(duì)流、液滴的沖擊和核態(tài)沸騰、膜態(tài)沸騰等相變過(guò)程帶走熱源表面的熱量。由于霧化后的水滴具有較大動(dòng)能且液膜對(duì)流和蒸發(fā)相變同時(shí)存在，因此水霧冷卻技術(shù)可以應(yīng)用于具有極高熱流密度的場(chǎng)景，理論上可達(dá)1000W/cm2［9］。水霧冷卻技術(shù)還具有傳熱系數(shù)高、冷卻工質(zhì)用量小、與固體表面無(wú)接觸熱阻、冷卻均勻等優(yōu)點(diǎn)。采用水霧冷卻技術(shù)與激光焊接技術(shù)相結(jié)合，當(dāng)激光照射在焊縫處形成熔池時(shí)，水霧噴嘴通過(guò)高壓氣體將蒸餾水霧化噴射在焊縫處形成液滴，并迅速形成一層液膜，隨后液膜在后續(xù)噴射下劇烈擾動(dòng)，傳熱熱阻減小，冷卻效率提高。如圖1所示，連續(xù)噴射的水霧使液膜厚度從中心到邊緣先增大后減小，在短時(shí)間內(nèi)達(dá)到穩(wěn)定的過(guò)程中，冷卻熱流密度先增大然后迅速減小，其具體過(guò)程為：當(dāng)?shù)谝粋€(gè)液滴到達(dá)表面后迅速形成液膜，此時(shí)的溫差、相變量和熱流密度相對(duì)較大，而后液膜覆蓋整個(gè)熱源表面，相變量減少，熱流密度下降，氣相對(duì)熱流密度的貢獻(xiàn)減小，但與傳統(tǒng)換熱的熱流密度相比仍比較大［10］。焊接熱源在液膜和氣流的作用下帶走了一部分熱量，減小了焊縫處的溫度梯度，從而可減小板材的焊后殘余應(yīng)力，提高焊接接頭質(zhì)量。

不同的水霧冷卻參數(shù)對(duì)焊接過(guò)程中的應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)分布情況影響不同，對(duì)接頭焊縫質(zhì)量的改善效果也不同，因此有必要針對(duì)性地研究不同水霧冷卻參數(shù)對(duì)薄板激光焊接接頭應(yīng)力變形的影響規(guī)律，獲取最佳的水霧冷卻條件以實(shí)現(xiàn)對(duì)薄板激光焊接過(guò)程中殘余應(yīng)力和變形的有效控制。

1.2試驗(yàn)設(shè)備

激光焊接水霧冷卻系統(tǒng)圍繞激光焊接設(shè)備展開(kāi)，其中包括供液部件、管路部件、控制部件、測(cè)量系統(tǒng)，試驗(yàn)平臺(tái)如圖2所示。選用最大功率達(dá)12kW的TruDisk12003碟片式激光器，配置PrecitecYW52焊接頭，使用KUKAKR60HA高精度焊接機(jī)器人。

在試驗(yàn)過(guò)程中，先由激光焊接設(shè)備對(duì)焊縫進(jìn)行焊接，在控制部件中設(shè)定該工況下焊縫表面的凝固溫度，水霧機(jī)通過(guò)高壓氣體使蒸餾水經(jīng)供液部件與管路部件在噴頭處?kù)F化，隨后噴灑在已凝固的焊縫表面進(jìn)行冷卻。通過(guò)壓力閥調(diào)整水霧壓力，改變焊縫冷卻溫度，以探究水霧冷卻對(duì)焊縫成形的影響及當(dāng)前焊接參數(shù)下最佳水霧冷卻參數(shù)。水霧在線冷卻系統(tǒng)如圖3所示。殘余應(yīng)力測(cè)試采用盲孔法，采用ZS21B型殘余應(yīng)力檢測(cè)儀，如圖4所示。

焊接變形測(cè)試采用三維檢測(cè)技術(shù)，通過(guò)手持激光三維掃描儀在焊前和焊后掃描焊件得到其三維數(shù)據(jù)，在電腦軟件中同步進(jìn)行模型重建，所測(cè)得的變形數(shù)據(jù)與試樣原始數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，得出試樣的變形云圖。其原理及操作如圖5所示。

微觀形貌的檢測(cè)由制取的焊接接頭橫截面金相試樣經(jīng)過(guò)打磨拋光腐蝕后通過(guò)金相顯微鏡觀察并拍照獲得，腐蝕劑為Kroll試劑（化學(xué)成分為HF、HNO3和H2O，體積配比為2∶l∶20），使用的金相顯微鏡為MR-5000光學(xué)顯微鏡。

1.3工藝試驗(yàn)設(shè)計(jì)

采用的TC4薄板尺寸規(guī)格為500mm×100mm×1.2mm，接口形式為對(duì)接，無(wú)坡口，對(duì)合修配間隙為0mm，激光入射角度為90°，激光無(wú)擺動(dòng)。薄板焊縫兩側(cè)通過(guò)金屬塊壓緊，焊前對(duì)待焊試板進(jìn)行表面清理并打磨焊縫兩側(cè)約15mm區(qū)域，去除氧化層的同時(shí)增加待焊區(qū)域的表面粗糙度，以增加焊縫區(qū)域?qū)す饽芰康奈眨瑫r(shí)在焊接時(shí)在焊縫正反面通氬氣進(jìn)行保護(hù)。為了探索水霧在線冷卻對(duì)薄板激光焊接殘余應(yīng)力和變形的影響規(guī)律，在實(shí)際工藝試驗(yàn)中采用相同的焊接工藝參數(shù)，將水霧壓力作為水霧在線冷卻試驗(yàn)的單一變量，如表1所示，無(wú)水霧冷卻的試樣編號(hào)1-0，有水霧冷卻的試樣編號(hào)分別為1-1，1-2，1-3。

如圖6所示，在焊接過(guò)程中保持水霧噴嘴距焊接接頭的距離為150mm，通過(guò)調(diào)整壓力來(lái)控制水霧流量和動(dòng)能，進(jìn)行不同水霧冷卻參數(shù)下的激光焊接試驗(yàn)，檢測(cè)焊接接頭變形和殘余應(yīng)力分布情況并觀察微觀組織形貌，探究水霧冷卻參數(shù)對(duì)焊接接頭質(zhì)量的影響。

2、試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1TC4激光焊接試驗(yàn)殘余應(yīng)力及變形量焊接試樣如圖7所示。考慮到平板對(duì)接結(jié)構(gòu)焊接殘余應(yīng)力的分布特點(diǎn)，殘余應(yīng)力測(cè)試點(diǎn)位置的選取如圖8所示，分別為：焊縫中心（1號(hào)點(diǎn)）、焊縫中心兩側(cè)1mm的位置（2號(hào)點(diǎn)）以及焊縫中心兩側(cè)5mm的位置（3號(hào)點(diǎn)），1、2、3號(hào)點(diǎn)間距15mm。殘余應(yīng)力測(cè)試結(jié)果如圖9所示，對(duì)比3種不同水霧冷卻參數(shù)的試樣，殘余應(yīng)力都呈現(xiàn)出焊縫＞熱影響區(qū)＞母材的趨勢(shì)，且比無(wú)水霧冷卻的殘余應(yīng)力小，其中水霧冷卻0.4MPa時(shí)焊縫處殘余應(yīng)力最小，比無(wú)水霧冷卻的試樣殘余應(yīng)力降低29.0%，說(shuō)明水霧冷卻對(duì)平板對(duì)接試樣的殘余應(yīng)力控制有一定優(yōu)化效果，且選擇適當(dāng)?shù)乃F冷卻參數(shù)，能進(jìn)一步改善控制效果。圖10為試樣的變形測(cè)試云圖，從圖中可以看出，試樣的整體變形趨勢(shì)為中間部位變形較大，兩邊部位變形較小且變形方向與中間部位相反。

為便于對(duì)比變形結(jié)果，在試樣焊縫、焊縫一端以及焊縫中間的部位選取3條路徑進(jìn)行分析，如圖11~圖14所示，分別為1-0試樣、1-1試樣、1-2試樣、1-3試樣變形測(cè)量選取路徑及各路徑變形結(jié)果。

對(duì)比3種不同水霧冷卻參數(shù)的試樣，變形的主要形式為較為明顯的兩側(cè)翹曲變形和焊縫拱曲變形，其中試樣1-2即水霧壓力0.4MPa的總體變形最小，約降低17.6%，如圖15所示。

2.2TC4鈦合金激光焊接試驗(yàn)微觀組織分析

與傳統(tǒng)焊接方法不同，激光焊獲得的焊縫冷卻速度快，故其熱影響區(qū)沒(méi)有明顯的粗晶區(qū)，如圖16所示是光學(xué)顯微鏡下焊接接頭熱影響區(qū)微觀組織。由圖可知，焊接接頭的熱影響區(qū)由初生αp相和少部分針狀馬氏體α′組成，這是由于熱影響區(qū)的加熱溫度大都在β相轉(zhuǎn)變溫度（720~980℃）范圍，加熱峰值超過(guò)相變點(diǎn)溫度產(chǎn)生αp→β相變的組織較少，且在熔合區(qū)傳熱的影響下冷卻速度較慢，使得αp相無(wú)法完全轉(zhuǎn)變，而已轉(zhuǎn)變的αp相由于在高溫停留時(shí)間過(guò)短，生長(zhǎng)受限，最終僅形成了微量細(xì)小的針狀馬氏體α′［11］。對(duì)比兩種試樣可知，水霧冷卻條件下的試樣熱影響區(qū)發(fā)生組織轉(zhuǎn)變的αp相更少，這是因?yàn)樵陔S焊激冷的條件下焊接接頭冷卻速度加快，焊縫及熱影響區(qū)的熱量被冷卻介質(zhì)快速帶走，熱影響區(qū)的加熱峰值及停留時(shí)間均降低，不再具備組織轉(zhuǎn)變條件。激光焊接時(shí)焊接區(qū)域經(jīng)過(guò)快速加熱和冷卻后產(chǎn)生凝固和結(jié)晶，這個(gè)過(guò)程促進(jìn)了柱狀晶的形成。

焊接工藝參數(shù)和冷卻條件不同時(shí)，焊接的熱輸入量和持續(xù)時(shí)間也不同。熱輸入量增大且時(shí)間充分時(shí)，焊縫中不同區(qū)域形成的β柱狀晶相對(duì)于熱輸入量較小或時(shí)間不足時(shí)更加粗大，且密集交錯(cuò)，方向性差［12］。與熱影響區(qū)相比，焊縫區(qū)熱輸入量大且冷卻速度快，β柱狀晶數(shù)量增多，在β柱狀晶內(nèi)部及周圍，存在更多呈條狀或網(wǎng)狀分布的針狀馬氏體，試樣1-0和試樣1-3的焊縫區(qū)顯微組織如圖17所示。

由圖可知，兩種試樣焊縫區(qū)在冷卻過(guò)程中焊縫顯微組織均發(fā)生馬氏體相變，β柱狀晶尺寸較大且內(nèi)部馬氏體針密集，呈條狀或網(wǎng)狀分布。由于熱輸入量較大且冷卻速度相對(duì)緩慢，焊縫中部的柱狀晶尺寸比焊縫下部的柱狀晶尺寸大［13］。

對(duì)比有無(wú)水霧冷卻的試樣可知，有水霧冷卻的1-3試樣焊縫的網(wǎng)籃狀組織尺寸更加細(xì)小，分布也更加規(guī)整有序，而無(wú)水霧冷卻的1-0試樣焊縫的馬氏體明顯粗大，且相互交叉，方向性差。這是因?yàn)闊o(wú)水霧壓力冷卻的焊縫區(qū)域的冷卻速度較慢，產(chǎn)生的過(guò)冷度較小，使得晶核只能在晶界產(chǎn)生并長(zhǎng)大成晶界αgb，同時(shí)由于生長(zhǎng)速度也較慢，形核驅(qū)動(dòng)力不足以形成連續(xù)的晶界［14］，而在水霧冷卻的條件下焊縫區(qū)的溫度梯度增大，冷卻速率加快，使得馬氏體相變過(guò)程更加快速有序［15］，晶粒生長(zhǎng)方向更加趨于一致，進(jìn)而形成了更多尺寸細(xì)小、排列有序的針狀馬氏體，這說(shuō)明水霧冷卻對(duì)顯微組織有一定的細(xì)化作用，對(duì)焊接的力學(xué)性能可起到提升作用。

3、結(jié)論

（1）在水霧在線冷卻條件下，激光焊接后殘余應(yīng)力均較無(wú)水霧冷卻明顯下降，平板對(duì)接試樣應(yīng)力變化趨勢(shì)一致，殘余應(yīng)力為焊縫區(qū)＞熱影響區(qū)＞母材區(qū)。

（2）殘余應(yīng)力與水霧壓力并無(wú)線性關(guān)系，其中水霧壓力0.2MPa下的殘余應(yīng)力值略高于水霧壓力0.4MPa和水霧壓力0.6MPa，在0.4MPa下殘余應(yīng)力最小，降至82.9MPa，較無(wú)水霧冷卻降低29%。

（3）對(duì)比3種不同水霧冷卻參數(shù)的試樣，變形的主要形式為兩側(cè)翹曲變形，其中水霧冷卻壓力為0.4MPa時(shí)總體變形最小，較無(wú)水霧冷卻降低17.6%；而在水霧壓力0.2MPa及0.6MPa下試樣的焊后變形均較0.4MPa時(shí)大，表明水霧冷卻條件下焊后變形先隨水霧壓力的增大而減小，后隨水霧壓力的增大而增大。

（4）通過(guò)觀察水霧在線冷卻下的焊縫微觀組織可知，水霧冷卻可促進(jìn)馬氏體相變，使焊縫的網(wǎng)籃狀組織更加規(guī)整有序，焊縫質(zhì)量提高。

參考文獻(xiàn)：

［1］ 孫文君，王善林，陳玉華，等. 鈦合金先進(jìn)焊接技術(shù)研究現(xiàn)狀［J］. 航空制造技術(shù)，2019，62（18）：64-72.

SUN W J，WANG S L，CHEN Y H，et al. Development of advanced welding technologies for titanium alloys ［J］.Aviation Manufacturing Technology，2019，62（18）：64-72.

［2］ 黃瑞生，方乃文，武鵬博，等. 厚壁鈦合金熔化焊接技術(shù)研究現(xiàn)狀［J］. 電焊機(jī)，2022，52（6）：10-24.

HUANG R S，F(xiàn)ANG N W，WU P B，et al. Research Status of Thick Plate Titanium Alloy Fusion Welding Technology［J］. Electric Welding Machine，2022，52（6）：10-24.

［3］ 劉西霞，尹存宏，劉維崗. 基于隨焊氣體動(dòng)態(tài)冷卻方法的鈦合金薄板激光焊接變形試驗(yàn)研究［J］. 熱加工工藝，2017，46（13）：57-60.

LIU X X，YIN C H，LIU W G. Experimental study on laser welding deformation of titanium alloy sheet based on synchronous gas cooling during welding［J］. Hot Working Process，2017，46（13）：57-60.

［4］ 黃亮. TC4鈦合金飛機(jī)壁板激光焊接工藝及殘余應(yīng)力研究［D］. 湖北：武漢理工大學(xué)，2014.

HUANG L. The technology and residual stress analysis of laser welding of TC4 titanium alloy［D］. Hubei： Wu‐han University of Technology，2014.

［5］ 李菊 . 鈦合金低應(yīng)力無(wú)變形焊接過(guò)程機(jī)理研究［D］.北京：北京工業(yè)大學(xué)， 2004.

LI J. Studies on the mechanism of low stress no distor‐tion welding for a titanium alloy［D］. Beijing： Beijing University of Technology， 2004.

［6］ 梁巖，王孟君，王劍，等. 焊前預(yù)熱對(duì)康復(fù)器械用鋁合金焊接殘余應(yīng)力的影響［J］. 電焊機(jī)，2015，45（10）：54-58.

LIANG Y，WANG M J，WANG J，et al. Effect of pre-heating on residual stress in aluminum alloy joint for healthcare applications［J］. Electric Welding Machine，2015，45（10）：54-58.

［7］ 關(guān)橋，張崇顯. 動(dòng)態(tài)控制的低應(yīng)力無(wú)變形焊接新技術(shù)［J］. 焊接學(xué)報(bào)，1994，15（1）：8-15.

GUAN Q，ZHANG C X. New technique for dynami‐cally controlled low stress non-distorton welding［J］.Journal of Welding，1994，15（1）：8-15.

［8］ 李敬勇，章明明，李鷹，等. 預(yù)拉伸對(duì)鋁合金焊接殘余應(yīng)力和變形的影響［J］.熱加工工藝，2005（12）：15-17.

LI J Y，ZHANG M M，LI Y，et al. Effect of pre-stretching on welding residual stress and deformations of aluminum alloy［J］.Hot Working Process，2005（12）：15-17.

［9］ 王澤，邢玉明，劉鑫，等. 振動(dòng)環(huán)境下噴霧冷卻的臨界熱流密度模型［J］. 航空動(dòng)力學(xué)報(bào)， 2018， 33（3）： 597-603.

WANG Z，XING Y M，LIU X，et al. Model of critical heat flux for spray cooling under vibration environment ［J］. Journal of Aerodynamics，2018，33（3）：597-603.

［10］ 肖秀程 . 管線鋼多弧埋弧焊隨焊水霧激冷工藝研究［D］. 北京：機(jī)械科學(xué)研究總院，2022.

XIAO X C. Welding with local water mist cooling tech‐nology for multi-arc submerged arc welding of pipe‐line steel［D］. Beijing： China Academy of Machinery Science and Technology， 2022.

［11］ 楊東旭. TC4鈦合金激光焊接接頭溶質(zhì)元素分布及不均勻性的研究［D］. 湖北：華中科技大學(xué)， 2017.

YANG D X. Study on solute elements distribution and heterogeneity of microstructure and mechanical proper‐ties of TC4 alloy joints welded by fiber laser beam［D］.Hubei： Huazhong University of Science and Technol‐ogy， 2017.

［12］ 徐潔潔.TC4鈦合金激光焊接接頭組織性能研究［D］.北京：北京工業(yè)大學(xué)，2009.

XU J J. Research on microstructures and properties of laser welding joints of TC4 titanium alloy［D］. Beijing：Beijing University of Technology，2009.

［13］ 張宇鵬，丁來(lái)法，Valerii Bilous，等.厚板TC4鈦合金電子束焊接頭組織演變及力學(xué)性能［J］. 電焊機(jī)，2022，52（6）：87-92.

ZHANG Y P，DING L F，Valerii B，et al. Microstruc‐ture Evolution and Mechanical Properties of Electron Beam Welded Joint of Thick Plate TC4 TitaniumAlloy ［J］. Electric Welding Machine，2022，52（6）：87-92.

［14］ 方乃文，郭二軍，徐鍇，等. 鈦合金激光填絲焊縫晶粒生長(zhǎng)及相變?cè)挥^察［J］. 中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào)，2022，32（6）：1665-1672.

FANG N W，GUO E J，XU K，et al. In-situ observation of grain growth and phase transformation in laser weld‐ing of titanium alloy with filler wire［J］. The Chinese Journal of Nonferrous Metals，2022，32（6）：1665?1672.

［15］ 方乃文，黃瑞生，謝吉林，等. 大厚度TC4鈦合金超窄間隙激光填絲焊接頭組織性能研究［J］. 電焊機(jī)，2022，52（6）：25-34.

FANG N W，HUANG R S，XIE J L，et al. Study on properties and microstructures of large thickness TC4 ti‐tanium alloy welded joint by ultra-narrow gap laser welding using filler wire［J］.Electric Welding Machine，2022，52（6）：25-34.