胡金亮，曾才有，余陳，張宇鵬

（1.廣東省科學院 廣東省焊接技術(shù)研究所（廣東省中烏研究院），廣州 510651；2.廣東工業(yè)大學，廣州 510520）

鈦合金憑借高的比強度和韌性、優(yōu)異的耐腐蝕性、耐微生物附著性和抗蠕變性成為海洋工程領(lǐng)域關(guān)鍵材料之一，被譽為“海洋金屬”。大型鈦合金海洋工程結(jié)構(gòu)件通常由厚板鈦合金焊接而成，適用于厚板的鈦合金焊接工藝主要有激光焊（Laser beam welding,LBW）、電子束焊（Electron beam welding, EBW）和窄間隙非熔化極惰性氣體保護電弧焊（Narrow-gap tungsten inert gas welding, NG-TIG）等[1—3]。其中，LBW 和 EBW 通過高能束熱源對焊件進行全厚度熔透，實現(xiàn)厚板互連，能獲得較小的熔合區(qū)，避免大范圍顯微組織不均，保證接頭力學性能優(yōu)良。NG-LBW和EBW也存在結(jié)構(gòu)尺寸受限、“匙孔”效應(yīng)易造成缺陷以及設(shè)備造價高昂等若干問題，很大程度上限制了相關(guān)技術(shù)在厚板鈦合金焊接領(lǐng)域的應(yīng)用[4]。相比而言，窄間隙TIG焊接以電弧為熱源進行多層焊接，通過惰性氣體保護設(shè)計提高焊接過程的靈活性，設(shè)備造價相對較低，焊接工藝過程穩(wěn)定，被認為是目前最適合大厚度鈦合金焊接的低成本、高效焊接技術(shù)之一[5—7]。

對于窄間隙TIG焊接，由于較窄的焊道間隙，易引發(fā)電弧沿側(cè)壁“爬升”，造成焊道兩側(cè)壁底角熱輸入不足，導致側(cè)壁熔合不良。已有研究表明，采用機械擺動鎢極、焊絲擺動或外加磁場優(yōu)化調(diào)控電弧形態(tài)和分布，能有效解決窄間隙焊接側(cè)壁熔合不良的問題[8—10]。機械擺動鎢極是通過機械結(jié)構(gòu)驅(qū)動鎢極擺動，進而帶動焊接電弧擺動和焊接熱量重新分布，但額外的機械擺動機構(gòu)增加了焊槍的結(jié)構(gòu)復雜度，降低了焊接可操作性。焊絲擺動主要通過改變焊絲形態(tài)和結(jié)構(gòu)以改變焊接電弧的運動，主要有麻花焊絲（纜式焊絲）、BHK方式和折曲焊絲等工藝[11]。例如，纜式焊絲是通過將多根焊絲旋轉(zhuǎn)絞合成一根大直徑焊絲，焊接時外圍分焊絲端部將圍繞中心焊絲同步旋轉(zhuǎn)，實現(xiàn)焊接電弧的自主旋轉(zhuǎn)。焊絲擺動工藝主要適用于熔化極氣體保護焊。當鈦合金焊絲強度較高時，折曲機構(gòu)磨損較快，易引起焊絲不規(guī)則擺動，增加焊接缺陷的產(chǎn)生概率。相比其他設(shè)計策略，外加磁場擺動電弧的方案能利用磁場變化靈活控制電弧擺動，簡化設(shè)備結(jié)構(gòu)，減少焊接道數(shù)，降低熱積累，有很強的技術(shù)優(yōu)勢，適合鈦合金厚板焊接。磁控窄間隙TIG焊接技術(shù)最早由烏克蘭巴頓焊接技術(shù)研究所提出，國內(nèi)研究人員針對磁控 NG-TIG焊裝備和焊接工藝等方面也有進行相關(guān)研究[12—14]。近年來，粵港澳大灣區(qū)在海洋工程裝備和海工結(jié)構(gòu)制造領(lǐng)域進行科學布局，廣東省焊接技術(shù)研究所（廣東省中烏研究院）積極開展了厚板鈦合金磁控窄間隙TIG焊接技術(shù)的基礎(chǔ)研究和產(chǎn)業(yè)應(yīng)用推廣。文中圍繞厚板鈦合金磁控窄間隙TIG焊接技術(shù)及其研究現(xiàn)狀展開討論，重點闡述磁控窄間隙TIG焊接外加橫向磁場作用、焊接工藝參數(shù)設(shè)計、接頭顯微組織和力學性能以及焊接殘余應(yīng)力分布，以期為厚板鈦合金先進焊接技術(shù)的發(fā)展提供參考。

1 焊接設(shè)備簡介

磁控窄間隙TIG焊接技術(shù)是依靠外加交變磁場以驅(qū)動電弧擺動，進而實現(xiàn)窄間隙焊接。由烏克蘭巴頓焊接技術(shù)研究所開發(fā)的磁控窄間隙TIG焊接設(shè)備如圖1a所示，其主要結(jié)構(gòu)部件有固定焊接機頭的工作機架、焊接接頭移動的小車、帶保護氣噴管焊槍、送絲系統(tǒng)、電弧磁控系統(tǒng)、焊接過程視頻監(jiān)控系統(tǒng)、焊接工作臺、含燃弧裝置的弧焊電源、控制機柜。

帶保護氣噴管焊槍能有效避免鈦合金焊縫及近焊縫區(qū)高溫氧化。保護嘴內(nèi)表面形狀類似維多斯曲線，此設(shè)計能確保電弧平穩(wěn)注入熔池，避免電弧偏移至零件側(cè)面。另外，在焊槍保護氣氛環(huán)境下，可將焊接坡口間隙寬度縮小至8～12 mm。與窄間隙潛弧焊保護嘴設(shè)計方案相比，可減少1.5～2倍填充焊絲耗損，并在一定程度上減小焊件變形。大厚板鈦合金磁控焊接設(shè)備采用原創(chuàng)設(shè)計的焊槍，通過降低熔池表面電弧壓力值，可減少焊縫不熔化物的數(shù)量，抑制咬邊缺陷的發(fā)生。利用此設(shè)備得到的不同厚度規(guī)格 TC4（Ti-6Al-4V）鈦合金接頭照片如圖1b所示?？梢钥闯觯骱穸纫?guī)格鈦合金板通過多層焊接方式實現(xiàn)鈦合金厚板的良好連接，焊縫表面未觀察到嚴重的氧化現(xiàn)象和咬邊缺陷。

國內(nèi)哈爾濱工業(yè)大學也有提出雙磁極磁控窄間隙焊接方案，即沿焊接方向在鎢極前后兩邊各設(shè)置一個導磁體，兩磁極穿過同一磁感線圈。焊接時，磁感線圈通以周期交替方波電流，兩導磁體可在電極周圍形成周期變化的橫向磁場，進而實現(xiàn)焊接電弧擺動[15]。通過電弧周期性擺動能合理調(diào)控電弧熱量分布，有效解決窄間隙側(cè)壁熔合問題，細化焊縫組織，獲得高質(zhì)量窄間隙接頭。

圖1 烏克蘭巴頓焊接技術(shù)研究所研發(fā)的磁控NG-TIG焊接設(shè)備和不同厚度鈦合金接頭Fig.1 Magnetically controlled NG-TIG welding equipment developed by Ukraine E.O.Paton Welding Institute and titanium alloys joint with different thickness welded with magnetically-controlled NG-TIG setup

2 外加磁場作用

圖2a為磁控窄間隙TIG焊的焊接過程示意圖。電磁線圈通入交變電流，穿過線圈的硅鋼片成為導磁體，磁感線穿過電極和電弧，磁場方向可根據(jù)安培定律判斷。鈦及鈦基合金屬于非磁性材料，外加磁場變化對熔滴形態(tài)幾乎沒有影響，但磁場中運動的帶電粒子將受到洛侖茲力作用。電弧為高速運動的帶電等離子體，其受到的導磁體磁場的洛侖茲力方向可根據(jù)左手定則進行判斷。圖2b和c分別為電弧偏移至+y方向和?y方向時外加磁場和電弧所受洛倫茲力示意圖，以及實際焊接過程中電弧擺動情況。坡口側(cè)壁電弧的偏移及相應(yīng)側(cè)壁上的電弧陽極斑偏移可通過電磁線圈的電流極性變換實現(xiàn)。改變可控磁場的交變頻率可調(diào)節(jié)側(cè)壁的熔化及焊縫中心前一道熔化層表面的熔化深度[16]。通過外加磁場控制電弧集中位置，使電弧在焊接過程中周期性向兩個側(cè)壁擺動。一方面，能有效減少焊縫根部的多余熱量；另一方面，電弧集中位置不斷向兩側(cè)壁移動，有助于側(cè)壁的完全熔合。特別是在焊接厚度達到120 mm的鈦合金板時，磁控電弧能夠使整個焊接區(qū)域的受熱更為均勻，減小因受熱不均而產(chǎn)生的組織不均勻和熱應(yīng)力[17]，因此，在利用窄間隙弧焊優(yōu)勢的基礎(chǔ)上，通過磁控技術(shù)消除弧焊自身的技術(shù)問題，就能夠在提高效率的基礎(chǔ)上，進一步改進焊接質(zhì)量。

有研究表明，擺動電弧對熔敷金屬流動和熔池形態(tài)也有一定影響。具體地，當陰極上電弧柱直徑較大和等離子流速最小時，使用工作部分為平面形狀的電極能降低熔池上電弧柱壓力，并能提高非熔化電極的強度，盡可能降低難熔夾雜物焊縫缺陷的數(shù)量和尺寸[18]。熔池電流和外磁場相互作用出現(xiàn)的洛侖茲力、熔池熔融金屬動靜壓力，會增加熔融中間層的厚度。原因在于坡口側(cè)壁交替的電弧偏移將導致熔融金屬從側(cè)壁的熔化電弧獲得電流，從而激發(fā)熔池的熔融金屬橫向振動。

無外加磁場和有外加磁場情況下，鈦合金窄間隙TIG焊接接頭間隙側(cè)壁和填充金屬區(qū)域如圖3所示，可以看出，無外加磁場時，側(cè)壁與填充金屬間存在明顯的未熔合缺陷，而有外加磁場時側(cè)壁熔合良好，未能觀察到明顯焊接缺陷。通過施加外部磁場實現(xiàn)電弧的擺動，可以合理調(diào)控電弧熱量分布，尤其是對改善側(cè)壁底部的熱輸入具有較好的效果，保證后一道次熔敷金屬能充分填充側(cè)壁底部[19]。同時，擺動電弧能對熔池和側(cè)壁熔敷金屬產(chǎn)生一定的攪拌和振蕩效果，從而增強熔敷金屬流動性，細化顯微組織[20]。綜上，擺動電弧能有效避免側(cè)壁熔合不良現(xiàn)象的發(fā)生。

3 焊接工藝設(shè)計

磁控窄間隙 TIG焊接工藝不僅需要優(yōu)化匹配常規(guī)的焊接工藝參數(shù)（焊接層數(shù)、焊接電流、電壓和填絲速度等），由于添加了外加磁場，磁場對電弧形態(tài)和擺動具有直接影響，還需要綜合考慮外加磁場強度和頻率等工藝參數(shù)對焊接質(zhì)量的影響。下文將對主要工藝參數(shù)對焊縫成形的影響做簡單概述。

圖2 外加橫向磁場和電弧擺動示意圖Fig.2 Schematic illustration of external transverse magnetic field and arc swing

圖3 外加橫向磁場對焊縫成形的影響Fig.3 Effect of external transverse magnetic field on configuration and microstructure of welding seam

3.1 窄間隙坡口設(shè)計

焊接坡口不僅對窄間隙焊縫的最終形態(tài)具有決定性影響，而且對焊接電弧穩(wěn)定性也有重要作用。在焊接電流和電壓不變的情況下，焊接電弧形態(tài)將不會發(fā)生顯著變化，但坡口角度變化會引起焊接電弧位置變化[21]。當窄間隙坡口角度減小時，焊接電弧為維持原來的形狀，將發(fā)生上移，電弧根部距離坡口底部的距離增大；反之，電弧將發(fā)生下移，電弧距離窄間隙坡口底部的距離減小[22]，因此，窄間隙坡口角度的變化將直接影響電弧距離坡口底部的距離。電弧位置的變化進而影響電弧熔深，隨著坡口角度的加大，穿透深度也隨著加大直至焊穿。隨著坡口角度由小到大，電弧至根部距離由大變小，未熔合深度也由大變小，而穿透深度由小變大。I型坡口相對簡單，容易保證待焊表面的尺寸和狀態(tài)，因此，磁控窄間隙TIG焊接工藝通?？刹捎肐型坡口以保證工藝穩(wěn)定，但該方案需要額外的墊塊進行輔助，焊后需要通過機械加工方式去除墊塊。

3.2 焊接電流強度

當焊接電流較小時，總熱輸入量相對有限，并且磁場作用下電弧發(fā)生周期性擺動，使得電弧熱輸入量分布更加分散，因而給予焊縫側(cè)壁的熱輸入量更加有限，不足以形成有效的熔深，易造成側(cè)壁熔合不良的缺陷。隨著焊接電流增大，窄間隙焊接側(cè)壁熔合問題能得到一定改善。研究發(fā)現(xiàn)，當電流值達到300 A時，焊縫側(cè)壁熔合情況良好。當電流繼續(xù)增大至 340～380 A之間時，焊縫截面易發(fā)生“咬邊”缺陷，該缺陷的產(chǎn)生與焊接電流過大引起填充金屬不足有密切關(guān)系。隨著焊接電流增大，電弧所受外加磁場施加的洛倫茲力也相應(yīng)增大，導致電弧擺動幅度增大[23]；同時，電弧在側(cè)壁底角處的停留時間延長。電弧將過多的熱量傳遞給側(cè)壁，若沒有足夠的液態(tài)金屬及時填充，將引發(fā)“咬邊”缺陷[24]。當電流值升高至380 A以上時，焊縫表面易出現(xiàn)“凹坑”缺陷。產(chǎn)生這種缺陷的原因與焊接送絲速度有密切關(guān)系。大電流引起電弧挺度增大，進而導致液態(tài)金屬被排向熔池后端，當送絲速度較低時，填充金屬量不足以回填焊縫，導致“凹坑”缺陷或“氣孔”缺陷[25]。當電流增大到420 A時，電弧挺度增大，電弧對熔化金屬液施加的沖擊力增強，使得液態(tài)金屬回填更加及時，一定程度上能起到抑制“咬邊”缺陷的作用。

3.3 外加磁場強度和頻率

外加磁場強度和頻率對電弧擺動有直接影響，進一步影響熔池形態(tài)和焊縫成形[26—27]。當磁場強度為0～8 mT時，隨著磁場強度增加，焊縫熔寬及側(cè)壁熔深逐漸增大，焊縫熔深及電弧沖擊深度降低。具體地，當磁場強度在0～2 mT范圍內(nèi)時，磁場對電弧擺動作用有限，焊縫中心點承受的電弧壓力較高，導致這些區(qū)域受到的電弧沖擊深度和焊縫熔深較大，易形成指狀熔池，引發(fā)“氣孔”等焊接缺陷。隨著磁場強度增大，電弧周期偏轉(zhuǎn)增強，焊縫中心點處承受的電弧壓力降低，電弧能量更多地在焊縫側(cè)壁分布，側(cè)壁熔合不良的問題能得到有效改善。研究發(fā)現(xiàn)，當磁場強度≥4 mT時，窄間隙焊縫的側(cè)壁熔合問題能得到有效改善，且側(cè)壁熔合相對均勻。

磁場頻率決定了電弧擺動頻率，進而影響焊接線能量分布的變化。當磁場頻率較低時，電弧擺動頻率也相應(yīng)較低，電弧熱量更容易傳遞至焊縫底角處；當磁場頻率較高時，電弧擺動頻率也相應(yīng)較高，電弧在焊縫側(cè)壁上的停留時間縮短，電弧熱量集中在焊縫底部。磁場頻率增大，導致焊縫底部熔深和電弧沖擊深度增大，焊縫熔寬和焊縫側(cè)壁熔深減小。

3.4 電極位置

由于焊接設(shè)備裝配誤差和焊接熱循環(huán)導致的結(jié)構(gòu)熱脹冷縮作用，在實際焊接過程中電極位置會發(fā)生不同程度的偏移，導致電極與焊縫側(cè)壁之間的距離發(fā)生變化，進而引發(fā)側(cè)壁熱輸入變化，易引起側(cè)壁熔深不均甚至側(cè)壁熔合不良等問題。圖4展示了側(cè)壁電流/焊接電流之比與電極位置之間的關(guān)系[28]。由圖4可知，當電極與側(cè)壁距離增大時，側(cè)壁電流與總電流之比將下降，則側(cè)壁熱輸入量降低。圖5展示了電極偏離間隙中心不同距離時的焊縫成形情況[28]。改變電極和側(cè)壁間距，則通過側(cè)壁流入的電流強度隨之發(fā)生變化，導致焊縫成形較差。鎢電極從接口中心位移時，通過近距離側(cè)壁流入的電流強度會增加，而通過遠距離側(cè)壁的電流強度將會減少。為避免出現(xiàn)側(cè)壁熔深不均勻，需要嚴格控制電極位置。

圖4 間隙電流/焊接電流百分比與電極偏移距離之間的關(guān)系[28]Fig.4 Relationship between the ratio of sidewall current/welding current and electrode offset distance

圖5 不同電極偏移距離獲得的焊縫截面[28]Fig.5 Cross-section of welding seam with different electrode offset distances

綜上所述，為保證焊接質(zhì)量，必須優(yōu)化匹配磁控窄間隙TIG焊接過程工藝。以100 mm厚鈦合金磁控窄間隙TIG焊接為例，焊接層數(shù)為20，焊接電流為380～400 A，焊接電壓為12～16 V，焊接速度為 25 m/h，填絲速度為550～570 m/h，磁感應(yīng)強度為4～8 mT，電弧逆變頻率為20 Hz。

4 接頭顯微組織與力學性能

圖6為100 mm厚TC4合金接頭熔合區(qū)和熱影響區(qū)的顯微組織?？梢钥闯觯敳?、中部和底部熔合區(qū)皆為典型的針狀馬氏體組織。頂部和底部熱影響區(qū)為典型的（α+β）片層組織，中部熱影響區(qū)則為（α+β）網(wǎng)籃組織，α相片層和β相片層互相交疊。另外，120 mm厚TA17（Ti-4Al-2V）合金接頭熔合區(qū)和熱影響區(qū)的顯微組織如圖7所示。TA17合金為典型的近α相鈦合金，密排六方α相具有良好的抗高溫蠕變性能，常用于航空發(fā)動機耐高溫結(jié)構(gòu)[29]。TA17接頭母材組織主要為塑性加工拉長α相和少量β長條（見圖7b），其中，β相體積分數(shù)低于10%。接頭頂部熱影響區(qū)組織為典型的網(wǎng)籃組織。區(qū)別于雙相鈦合金，TA17鈦合金的網(wǎng)籃組織主要由互相交錯的α相組成，幾乎沒有觀察到β相（見圖7c）。頂部熔合區(qū)組織為典型的針狀馬氏體組織（見圖7d）。中部熱影響區(qū)組織為魏氏體組織，在圖7e中能觀察到大片狀α相集束。中部熔合區(qū)組織也為典型針狀馬氏體組織，但相比頂部熔合區(qū)，中部熔合區(qū)的馬氏體片顯著更加粗大（見圖7f）。底部熱影響區(qū)和熔合區(qū)組織都為網(wǎng)籃組織，但熔合區(qū)片層α相平均寬度更大，如圖7g和h所示。值得注意的是，在以上各區(qū)域都未觀察到明顯的β相生產(chǎn)。研究發(fā)現(xiàn)，厚板鈦合金電子束焊或激光焊接頭的顯微組織特征略有不同，焊縫熔合區(qū)主要為α'馬氏體相，熱影響區(qū)組織不均勻性增加。熱影響區(qū)可分為細晶區(qū)和粗晶區(qū)，細晶區(qū)由初生α相+β相+等軸α相，粗晶區(qū)為初生α相+針狀α'相[30—31]。相比而言，磁控窄間隙TIG焊獲得的厚板鈦合金接頭各區(qū)域組織相對更加均勻。

圖6 100 mm厚TC4鈦合金磁控NG-TIG焊接接頭顯微組織Fig.6 Microstructure of 100 mm-thick TC4 titanium alloy joint welded by magnetically controlled NG-TIG welding

磁控窄間隙 TIG焊接各種規(guī)格鈦合金接頭力學性能如表2所示。對于100 mm厚TC4鈦合金，接頭屈服強度為840 MPa，達到母材屈服強度的98%。同時，保持較高的塑性，伸長率達到12.5%。對于120 mm厚TA17鈦合金，接頭強度有一定程度降低，屈服強度僅有605 MPa，為母材屈服強度的89%。塑性顯著降低，伸長率僅有 8.5%，僅為母材伸長率的 68%。造成不同規(guī)格鈦合金接頭力學性能差異顯著的原因主要與合金成分和相組成有密切關(guān)系[32]。TC4鈦合金由（α+β）雙相構(gòu)成，硬α相和軟β相的組合能獲得較高的強度，同時保證良好塑性。TA17合金基體主要由近單相α相組成，缺少了第二相強化效應(yīng)，因此，強度會顯著偏低，并且，TC4基體中Al和V等合金元素濃度高于TA17合金，在同為單相針狀馬氏體組織情況下，TC4基體中合金元素過飽和度更高，固溶強化效果更顯著，材料強度更高[33]。

圖7 120 mm厚TA17鈦合金磁控NG-TIG焊接接頭顯微組織Fig.7 Microstructure of 120 mm-thick TA17 titanium alloy joint welded by magnetically controlled NG-TIG welding seam

在鈦合金焊接過程中會出現(xiàn)亞穩(wěn)針狀組織導致熔覆金屬塑性和韌性惡化的問題，造成這種組織特征的主要原因是：在實際的加工成形過程中，鈦合金局部短時內(nèi)受大熱量輸入而迅速融化。當熱輸入停止時，局部熔化鈦合金受到周圍冷金屬的影響，將迅速從高溫冷卻至相變溫度以下。有研究表明，熔池內(nèi)冷卻速度可高達104～106 K/s。在如此高的冷卻速度下，合金元素無法充分擴散，因此，β相只能通過晶格原子協(xié)同切變的方式轉(zhuǎn)變成亞穩(wěn)密排六方α'馬氏體相。在低倍數(shù)顯微觀察下，此種亞穩(wěn)組織往往呈現(xiàn)針狀形貌特征，稱為亞穩(wěn)針狀組織。研究表明，亞穩(wěn)針狀組織具有較高的強度，但是塑性和韌性顯著低于其他鈦合金組織[34—36]。典型地，相比兩相（α+β）組織，針狀馬氏體相組織的斷裂強度可以提升 20%～35%，但是塑性顯著降低，降低幅度高達約80%；此外，亞穩(wěn)針狀組織導致熔覆金屬與母材之間的內(nèi)應(yīng)力顯著增加，進一步降低成形構(gòu)件的服役性能和可靠性，因此，優(yōu)化調(diào)控鈦合金熔覆區(qū)顯微組織，改善鈦合金熔敷金屬塑性和韌性，是高強鈦合金構(gòu)件優(yōu)化綜合力學性能的關(guān)鍵。目前有效的措施是采用的局部焊后熱處理對接頭組織進行優(yōu)化調(diào)控，使得亞穩(wěn)定的馬氏體組織分解成綜合力學性能更優(yōu)的（α+β）雙相組織[37]。

表2 不同規(guī)格鈦合金磁控NG-TIG焊接典型力學性能Tab.2 Mechanical properties of magnetically controlled NG-TIG welding of titanium alloys of different specifications

5 焊接殘余應(yīng)力

準確探測厚板鈦合金焊接結(jié)構(gòu)的焊后殘余應(yīng)力分布是正確評價構(gòu)件服役可靠性的基礎(chǔ)，也是焊接結(jié)構(gòu)合理設(shè)計的前提。理論上，窄間隙TIG通過更少的焊絲填充和更低的熱輸入量降低焊接殘余應(yīng)力。對實際100 mm厚Ti-6Al-4V鈦合金磁控窄間隙TIG焊接接頭表面殘余應(yīng)力和沿厚度方向的三維殘余應(yīng)力分布進行測定，結(jié)果如圖8所示[38]。殘余應(yīng)力測試點分布如圖8a所示。對于上表面（見圖8b），隨距焊縫中心距離增加，橫向（垂直于焊縫）殘余應(yīng)力σy先增大，然后略微降低并最終趨于穩(wěn)定，σy最大拉應(yīng)力為345 MPa，位于距焊縫中心約20 mm處；縱向（沿焊縫方向）殘余應(yīng)力σx隨距焊縫中心距離增加而先增大后減小，當距焊縫中心距離超過約25 mm后，σx轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力。σx最大值為425 MPa，位于距焊縫中心約15 mm處，其值約為母材屈服強度（840 MPa）的 50%。對于下表面（見圖8c），σy和σx皆為拉應(yīng)力，隨距焊縫中心距離增加，兩者都先增大后減小，但σy平均值顯著高于σx平均值，其中，σy最大拉應(yīng)力為670 MPa，位于距焊縫中心約23 mm處，其值約為母材屈服強度的80%；σx最大拉應(yīng)力為343 MPa，位于距焊縫中心約23 mm處，其值約為母材屈服強度的41%。

圖8 磁控NG-TIG接頭殘余應(yīng)力分布[38]Fig.8 Distribution of residual stress of magnetically controlled NG-TIG joint

由測試結(jié)果可知，磁控窄間隙TIG接頭上下表面所受殘余應(yīng)力主要為拉應(yīng)力，且接頭表面殘余應(yīng)力峰值位于熱影響區(qū)附近。窄間隙TIG焊接時，焊縫區(qū)熔敷金屬和熱影響區(qū)金屬局部快速升溫膨脹，同時受焊件整體的約束不能自由伸長，使高溫區(qū)金屬受到壓應(yīng)力拘束，甚至產(chǎn)生塑性變形；在隨后的冷卻過程中，熔敷金屬將發(fā)生顯著壓縮變形，同樣受到周圍其他冷金屬的約束，焊縫無法自由縮短，因而焊后焊縫區(qū)存在較大的拉應(yīng)力[39]。熱影響區(qū)的熱脹冷縮行為受到高溫熔敷金屬和低溫母材的影響和限制，熱膨脹失配將導致顯著的殘余應(yīng)力[40]。此外，焊接過程中熱影響區(qū)內(nèi)部存在較大的溫度梯度，由此導致顯微組織不均勻性增加。由顯微組織不均導致應(yīng)變失配，在一定程度上也導致了殘余應(yīng)力增加[41—42]。較大的殘余應(yīng)力易引發(fā)裂紋的萌生和擴展，降低焊接結(jié)構(gòu)服役壽命，需通過必要的焊后處理將內(nèi)部應(yīng)力釋放。

焊縫中心部位沿厚度方向各點焊后三維殘余應(yīng)力分布結(jié)果如圖8d所示。沿厚度方向各點σx皆為拉應(yīng)力，最大值位于接頭上表面處；接頭上部σy為壓應(yīng)力，隨距上表面距離增加，σy先增加后減小。σy最大值為600 MPa，位于距上表面60 mm處。當距上表面距離達到 97 mm時，即距下表面3 mm處時，σy轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力，位于下表面的橫向σy最大。沿厚度方向各點σz皆為壓應(yīng)力，最大值為304 MPa。

通過去應(yīng)力退火（670 ℃保溫3 h）能有效降低接頭整體的殘余應(yīng)力水平。熱處理后上表面σy和σx最大值分別為179 MPa和174 MPa，下表面σy和σx最大值分別為119 MPa和210 MPa，去應(yīng)力退火導致接頭表面平均殘余應(yīng)力降低幅度超過 50%，如圖5b和c所示。去應(yīng)力退火焊縫中心殘余應(yīng)力的改善作用更加顯著，熱處理后焊縫中心沿厚度方向各點處的三維殘余應(yīng)力都幾乎為0，如圖8e所示。

6 總結(jié)與展望

大型海洋工程結(jié)構(gòu)和重大裝備制造離不開厚板鈦合金高效焊接技術(shù)的支撐。磁控窄間隙TIG焊接技術(shù)通過外加交變橫向磁場驅(qū)動電弧擺動，能合理調(diào)控電弧熱量分布，有效解決窄間隙側(cè)壁熔合問題，低熱輸入較低，是一種低成本、高效的厚板鈦合金焊接技術(shù)。優(yōu)化匹配坡口角度、磁場強度及頻率、焊接電流、電極位置等工藝參數(shù)是獲得高質(zhì)量厚板鈦合金窄間隙接頭的關(guān)鍵。相比電子束焊和激光焊，磁控窄間隙TIG焊獲得的接頭各區(qū)域顯微組織更加均勻，熔合區(qū)組織主要為針狀馬氏體，而熱影響區(qū)組織主要為網(wǎng)籃組織。厚板鈦合金窄間隙接頭上下表面存在較大的焊后拉應(yīng)力，焊縫區(qū)三維方向存在不同程度的殘余應(yīng)力，沿焊接方向為拉應(yīng)力，沿橫向和厚度方向為壓應(yīng)力。焊后去應(yīng)力退火處理能一定程度上降低表面殘余應(yīng)力，并有效消除接頭中部焊縫區(qū)的三維殘余應(yīng)力。我國磁控窄間隙TIG焊接技術(shù)未來發(fā)展方向如下。

1）焊接過程全自動控制功能的實現(xiàn)。為進一步提高工藝穩(wěn)定性和焊接效率，通過焊接大數(shù)據(jù)和人工智能算法，實現(xiàn)控制系統(tǒng)對焊接電壓、焊接電流、焊接線速度、高度跟蹤和橫向跟蹤等參數(shù)在預(yù)置范圍內(nèi)進行自動控制，不需要人工調(diào)節(jié)?？梢愿鶕?jù)焊接工藝要求自動更正焊接電壓、焊接電流、焊接速度，及橫向跟蹤零點、高度跟蹤零點等參數(shù)。

2）現(xiàn)階段國內(nèi)所研究的磁控窄間隙TIG焊接技術(shù)還只停留在大厚度鈦合金平板的窄間隙對焊過程。為適應(yīng)具有更加復雜形狀的大型海工構(gòu)件（如深潛器球殼）的制造，需進一步對大厚度鈦合金曲面焊縫的磁控窄間隙焊接技術(shù)進行研究。

3）目前，主要以焊后熱處理的方式對厚板鈦合金窄間隙TIG焊接頭的組織和性能進行優(yōu)化調(diào)控，但隨著鈦合金海工構(gòu)件往大型化趨勢發(fā)展和鈦合金厚度增大，焊后熱處理方式暴露出工序復雜和成本高昂等缺點。通過工藝的進一步優(yōu)化改進，例如，引入超聲場或通過控制保護氣溫度實現(xiàn)焊縫冷卻路徑控制，實現(xiàn)在焊接過程中對焊縫顯微組織進行原位調(diào)控，能更加高效地獲得理想的接頭性能。