TA18(Ti-3Al-2.5Ｖ)是美國20世紀60年代末研制的一種近α型鈦合金，因其具有良好的力學性能、加工性能和優于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域對可靠性及持久性的要求[2]。

在工程應用過程中，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行連接[3－4]。在實際應用中，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的發展，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勢，并已在某些領域取代無縫鈦管獲得應用[8]。然而，現階段針對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生產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、顯微組織及力學性能的影響，以期為TA18鈦合金焊管的研發提供一定的理論依據和技術參考，推進鈦合金焊管的生產應用。

1、實驗

實驗材料為2mm厚的TA18鈦合金冷軋帶卷，其化學成分如表1所示。從冷軋鈦帶卷上切取試樣，規格為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域進行雙面保護，其中鎢極保護噴嘴氣體流量為8L/min，焊接拖罩氣體流量為10L/min，背面保護氣體流量為10L/min。

TiG焊機型號為松下ＹＣ-400ＴＸ4型，激光器為6000Ｗ光纖激光器，焊接工藝參數如表2所示。在使用脈沖TiG焊接時，基值電流是峰值電流的20％，同時脈沖頻率設定為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，采用激光切割機在TA18鈦合金焊接接頭位置截取金相試樣和力學性能試樣。金相試樣經過磨拋后，用Kroll試劑進行腐蝕。采用ＸＪＺ-6Ａ型光學顯微鏡觀察焊接接頭組織，并用402ＭＶＡ型顯微硬度計測量焊接接頭不同位置的顯微硬度，加載載荷為9.8Ｎ，持續時間為15s。拉伸試樣按照GB/T 2651—2008加工，標距長度為100mm。采用ＣＭＴ5105型萬能試驗機進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現TA18鈦合金板材雙面良好成形，焊縫正面和背面均連續均勻。由于直流TiG焊接熱輸入較大，焊縫寬度達到8.72mm；采用脈沖TiG焊接時，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，熔池高溫停留時間短，液態金屬流動性差，熔池中心的液態金屬不能及時回流到焊縫兩側，導致焊縫兩側咬邊缺陷增加。而脈沖TiG焊接可對焊接熔池的流動性進行調控，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(ｈｅａｔａｆｆｅｃｔｅｄｚｏｎｅ，ＨＡＺ)和焊縫區(ｗｅｌｄｚｏｎｅ，ＷＺ)，而熱影響區根據受熱情況分為粗晶熱影響區(ｃｏａｒｓｅｇｒａｉｎｈｅａｔａｆｆｅｃｔｅｄｚｏｎｅ，ＣＧＨＡＺ)和細晶熱影響區(ｆｉｎｅｇｒａｉｎｈｅａｔａｆｆｅｃｔｅｄｚｏｎｅ，ＦＧＨＡＺ)。從圖3可以看出，直流TiG焊接接頭粗晶熱影響區的晶粒呈現鑄態組織特征。脈沖TiG焊接方式能夠降低焊縫熔池的整體熱輸入，同時峰值電流和基值電流交替對熔池液態金屬進行加熱和冷卻，有利于加強對焊接熔池的攪拌作用，細化粗大的柱狀晶粒。激光焊接具有較快的加熱和冷卻速率，熔池液態金屬主要依附于熱影響區半熔化晶粒形核長大，熔池高溫停留時間相對較短，晶粒來不及長大便凝固；焊縫柱狀晶區晶粒呈45°夾角從兩側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，當焊接加熱溫度超過α/β轉變溫度時，母材中的α相向β相轉變，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，其中焊縫區內先共析α相占比最大且呈塊狀團聚分布，這表明即使在焊縫熔池快速冷卻的過程中，熔池內局部區域仍存在較大溫差，導致不同位置的冷卻速度不同，造成焊縫區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′相更加細小，呈交錯的網籃組織形態。

激光焊接焊縫區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，且網籃狀排列的針狀馬氏體α′相占比最大，組織最細。

粗晶熱影響區為針狀馬氏體α′相和更加細小、彌散分布的塊狀轉變α相。隨著距離熱源中心位置的增加，細晶熱影響區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相轉變為高溫β相(深色)，隨后冷卻過程中形成α＋α′相組織。

2.3力學性能

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的平均顯微硬度值達到2.73GPa，顯著高于直流TiG和脈沖TiG(焊縫區的平均顯微硬度值分別為2.53、2.57GPa)。這是因為激光焊接具有較快的冷卻速率，導致焊縫區形成大量細小的網籃狀排列的針狀馬氏體α′相，而網籃狀排列的針狀馬氏體α′相是提高焊縫強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度為659MPa，屈服強度為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度及屈服強度的影響不大。激光焊接工藝下，焊接接頭的延伸率最高，達到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％。這是因為激光焊接接頭焊縫區和熱影響區的寬度要顯著小于TiG焊接，在拉伸試樣標距范圍內母材的變形協調區間更大。

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，且網籃狀排列的針狀馬氏體α′相占比最大，組織最細。

(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鈦合金管材的研發及應用[Ｊ].鈦工業進展，2014，31(4):6－10.

[2]張旺峰，張暉，顏孟奇，等.飛機液壓系統用TA18鈦合金管材性能特殊性研究[Ｊ].鈦工業進展，2018，35(4):22－25.

[3]田喜明，衛娜，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].鈦工業進展，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].鈦工業進展，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].ＣｈｉｎｅｓｅＪｏｕｒｎAlｏｆＡｅｒｏｎａｕTiｃｓ，2011，24(5):657－664.

[8]李長江，范江騰，胡成龍，等.ＰＴＡ氧化反應冷凝器用鈦焊管國產化分析[Ｊ].鈦工業進展，2021，38(4):38－42.

[9]楊曉華，楊武林，兌衛真，等.TC4鈦合金激光焊接頭微觀組織和硬度[Ｊ].材料熱處理學報，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，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，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.