武琪昌, 何建萍, 王 龍, 馬 元

(上海工程技術(shù)大學(xué) 材料工程學(xué)院, 上海 201620)

金屬絲網(wǎng)具有良好的通透性，在石油化工、紡織印刷等領(lǐng)域用于過濾和分離過程[1-3]。此外，因其質(zhì)量輕、穩(wěn)定性高，所以常被用于月球車車輪的設(shè)計[4-5]。TA1工業(yè)純鈦具有比強(qiáng)度高、密度小、抗腐蝕性好等特點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于航空航天領(lǐng)域[6]。由此可見，TA1絲網(wǎng)制品有著推動航空航天發(fā)展的潛力。

通常情況下，絲網(wǎng)的焊接是在不同的熱輸入下進(jìn)行的，在有絲位置(需要焊接)和無絲位置(不需要焊接)交替進(jìn)行。因此，傳統(tǒng)焊接金屬絲網(wǎng)的方法是在不連續(xù)分布的金屬絲上進(jìn)行逐個點(diǎn)焊,其中自動焊接絲網(wǎng)采用的是電阻點(diǎn)焊，具有焊接效率低，接頭強(qiáng)度低等缺點(diǎn)。為了解決不連續(xù)點(diǎn)焊金屬絲網(wǎng)存在的問題，可以選擇一種連續(xù)焊接的方法來代替點(diǎn)焊，如激光焊、電子束焊和等離子弧焊。丁黎光等[7]采用激光焊接了用于汽油機(jī)排氣管的直徑為0.02 mm的金屬絲網(wǎng)，取得了較好的焊接效果。曹建玲等[8]以電子束焊的方式研究了航天用濾網(wǎng)材料的焊接，發(fā)現(xiàn)當(dāng)加速電壓為40 kV，聚焦電流為1.92 A，焊接速率為200 mm/min，電子束電流為4 mA時，濾網(wǎng)焊件的形貌最佳，焊件質(zhì)量較為可靠。采用激光焊和電子束焊的方式雖然可以提高焊接質(zhì)量和生產(chǎn)效率，但相應(yīng)設(shè)備價格昂貴，加工成本高，一般只用于特殊要求的工件(如航空航天、醫(yī)療器械等)加工，不適合大規(guī)模生產(chǎn)使用，因此，在一般的工業(yè)應(yīng)用中，需要采用一種既能保證高效率又兼顧低成本的焊接方法。微束等離子弧焊(MPAW)是一種焊接電流小于30 A的等離子弧焊技術(shù)。微束等離子弧焊中的電弧受到高度約束，因此在低焊接電流下，其穩(wěn)定性也很高，且微束等離子弧焊具有焊接質(zhì)量好、成本低的優(yōu)點(diǎn)。

采用微束等離子弧焊對絲網(wǎng)進(jìn)行焊接的過程中，能量高度集中的電弧以及TA1絲網(wǎng)自身的傳熱特性是影響焊接效果的主要因素，為此，筆者主要從熱輸入變化入手，以脈沖電流為變量，研究了TA1絲網(wǎng)脈沖微束等離子弧焊工藝，將不同焊接參數(shù)下焊接接頭的宏觀形貌、顯微組織和力學(xué)性能進(jìn)行對比分析，為材料工程應(yīng)用提供了理論依據(jù)。

1 試驗材料與方法

將目數(shù)為25×25目，直徑為0.25 mm，絲與絲的間隙距離為1 mm的TA1工業(yè)純鈦絲網(wǎng)，采用脈沖微束等離子弧焊的方式進(jìn)行焊接試驗，焊前用酒精除去試樣表面油污。因為絲網(wǎng)裁剪后存在上翹毛邊(經(jīng)線邊緣上翹)和下凹毛邊(經(jīng)線邊緣下凹)，所以將兩塊尺寸為70 mm×20 mm(長×寬)的試樣采用對齊(上翹毛邊對上翹毛邊、下凹毛邊對下凹毛邊)、錯位、插入、緊貼的對接方式進(jìn)行組裝(見圖1)，插入距離DS為0.6 mm。試驗采用Plasmafix51型焊機(jī)作為焊接電源。焊接過程中離子氣和保護(hù)氣均采用工業(yè)純氬氣，其中離子氣流量為0.5 L/min，保護(hù)氣流量為3.5 L/min。試驗中采用直徑為2 mm的圓錐形尖端鈰鎢極，且鎢極尖端內(nèi)縮于孔徑為2 mm的壓縮紫銅噴嘴內(nèi)2 mm。焊接時焊槍經(jīng)傳動裝置在試樣正上方平行水平移動，焊槍頭部距試樣表面高度為2 mm。

圖1 絲網(wǎng)焊接接頭的裝配示意

在微束等離子弧焊中，脈沖頻率fz與絲網(wǎng)兩條相鄰平行絲線之間的距離Lp和焊接速率Vw的關(guān)系如式(1)～(3)所示。當(dāng)一個脈沖要經(jīng)過多對焊接接頭時有

fz

(1)

當(dāng)一個脈沖要經(jīng)過一對接頭時有

fz=Vw/Lp

(2)

當(dāng)多個脈沖要經(jīng)過一對接頭時有

fz>Vw/Lp

(3)

采用多個脈沖經(jīng)過一對接頭的匹配模式，在峰值電流(Ip)與基值電流(Ib)以極高頻率的交替作用下，焊點(diǎn)會經(jīng)歷快速加熱與快速冷卻的過程(見圖2)。

圖2 高頻脈沖作用絲網(wǎng)焊點(diǎn)的示意

試驗采用的焊接參數(shù)如表1所示，每組參數(shù)重復(fù)焊接3個試樣。

表1 試驗采用的焊接參數(shù)

絲網(wǎng)的特殊結(jié)構(gòu)導(dǎo)致完整的焊點(diǎn)通常不會處于同一高度，所以焊后抽取單根絲，將其修剪、冷鑲嵌、打磨和拋光后，使用2%(體積分?jǐn)?shù)，下同)氫氟酸+3%硝酸+95%水溶液對其侵蝕100 s，并在VHX-600K型顯微鏡下觀察焊點(diǎn)的顯微組織。使用DHV-1000型數(shù)字式維氏顯微硬度計對焊點(diǎn)進(jìn)行顯微硬度測試，施加載荷為0.98 N，作用時間為15 s。拉伸試驗采用IBTC-300型原位雙向拉壓疲勞試驗機(jī)進(jìn)行，同樣采用單根絲來進(jìn)行測試。最后采用掃描電鏡(SEM)觀察試樣的拉伸斷口形貌。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 宏觀觀察

從焊接接頭處取樣，選擇形貌接近且連續(xù)的8個焊點(diǎn)進(jìn)行宏觀觀察。不同焊接參數(shù)下焊點(diǎn)的宏觀形貌如圖3所示。由圖3可知：當(dāng)Ib=0.6 A，Ip=0.74 A時，焊點(diǎn)形貌主要以橢球狀為主，存在部分接近圓球狀的焊點(diǎn)，因為Ip與Ib相距較小，故Ib起到的冷卻作用比較有限，金屬熔化過程持續(xù)較久，使焊點(diǎn)的長軸擴(kuò)展更順利；當(dāng)Ib=0.5 A，Ip=0.78 A時，焊點(diǎn)形貌以圓球狀為主，此時Ip的加熱作用與Ib的冷卻作用開始明顯，Ib的冷卻作用抑制了金屬熔化，使焊點(diǎn)的長軸擴(kuò)展被削弱；當(dāng)Ib=0.4 A，Ip=0.83 A時，焊點(diǎn)形貌并沒有徹底呈圓球狀，其原因可能是Ip與Ib相差過大，雖然Ib可以起到冷卻的作用，但冷卻的作用有限，焊點(diǎn)存在部分燒穿的情況，這可能與絲網(wǎng)的不平整性和TA1材料剛性差有關(guān)。TA1材料剛性差，容易在裝配時發(fā)生變形，使裝配時緊貼不完全，接頭間存在縫隙，因此金屬熔化時未能實(shí)現(xiàn)有效連接，最終導(dǎo)致焊點(diǎn)產(chǎn)生一側(cè)的毛邊燒斷，一側(cè)的毛邊結(jié)球的情況。

圖3 不同焊接參數(shù)下焊點(diǎn)的宏觀形貌

2.2 金相檢驗

2.2.1 母材

TA1絲網(wǎng)母材的顯微組織如圖4所示，可見母材由單一的等軸α相構(gòu)成。

圖4 TA1絲網(wǎng)母材的顯微組織

2.2.2 焊縫中心和熱影響區(qū)

不同焊接參數(shù)下焊點(diǎn)焊縫中心和熱影響區(qū)的顯微組織如圖5所示。由圖5a)～5c)可知：當(dāng)Ib=0.6 A，Ip=0.74 A時，焊縫中心的晶粒呈網(wǎng)籃狀分布，產(chǎn)生這一情況的原因主要是絲的直徑較小，冷卻速率快，使得形核位置及晶核數(shù)量增多，進(jìn)而引起原始晶界發(fā)生破碎，α相與α+β晶粒呈針狀交錯分布；當(dāng)Ib=0.5 A，Ip=0.78 A時，焊縫中心的晶粒呈網(wǎng)籃狀分布，并且伴隨著晶粒的部分長大；當(dāng)Ib=0.4 A，Ip=0.83 A時，焊縫中心的α相有針狀和片狀兩種形式，一般是因絲網(wǎng)在具有較高β相的溫度區(qū)間加熱，并以中等的冷卻速率冷卻而形成的，此時的晶?？梢钥吹矫黠@變得粗大，此外，在圖5a),5c)中可見焊縫區(qū)存在明顯的氣孔，產(chǎn)生這一現(xiàn)象的原因可能與保護(hù)氣流量和裝配有關(guān)，保護(hù)氣流量不夠時容易混入空氣，從而產(chǎn)生氣孔，若裝配時緊貼不嚴(yán)，也容易在金屬熔化過程中混入氣體，從而產(chǎn)生氣孔。

由圖5d)～5f)可知：焊點(diǎn)熱影響區(qū)的晶粒明顯更加粗大，以片狀α相為主，晶界交錯重疊。

圖5 不同焊接參數(shù)下焊縫中心和熱影響區(qū)的顯微組織

2.3 力學(xué)性能測試

2.3.1 顯微硬度測試

不同焊接參數(shù)下焊點(diǎn)的顯微硬度測試結(jié)果如圖6所示。由圖6可知：不同焊接參數(shù)下，焊點(diǎn)硬度最高的部位均為焊縫區(qū)，硬度最低的部位均為熱影響區(qū)靠近母材一側(cè)，母材區(qū)硬度均約為150 HV。當(dāng)Ib=0.6 A，Ip=0.74 A時，焊點(diǎn)熱影響區(qū)的最低硬度為134.6 HV；當(dāng)Ib=0.5 A，Ip=0.78 A時，焊點(diǎn)熱影響區(qū)的最低硬度為128.7 HV；當(dāng)Ib=0.4 A，Ip=0.83 A時，焊點(diǎn)熱影響區(qū)的最低硬度為128.9 HV。焊點(diǎn)熱影響區(qū)有著明顯粗大的晶粒，所以其硬度比母材區(qū)低。從熱影響區(qū)到焊縫區(qū)焊點(diǎn)的硬度逐漸增大，因為在焊接過程中，焊縫區(qū)發(fā)生了α相向β相的同素異形轉(zhuǎn)變，在焊接接頭快速加熱和快速冷卻的過程中，β相向α相轉(zhuǎn)化，產(chǎn)生了針狀α相，針狀α相的形成可以提高焊縫區(qū)的顯微硬度[9]，所以焊縫區(qū)硬度最高。當(dāng)Ib=0.5 A，Ip=0.78 A時焊點(diǎn)焊縫區(qū)的顯微硬度達(dá)到了312.1 HV；當(dāng)Ib=0.4 A，Ip=0.83 A時，熱輸入過大，Ib的冷卻作用有限，使得焊縫區(qū)晶粒粗大，從而導(dǎo)致此時焊點(diǎn)的顯微硬度較低。

圖6 不同焊接參數(shù)下焊點(diǎn)的顯微硬度測試結(jié)果

2.3.2 拉伸性能測試

焊接接頭的拉伸性能測試均采用單根絲來完成。母材和不同焊接參數(shù)下,焊接接頭的拉伸性能測試結(jié)果如表2所示。由表2可知：相較于母材來說，焊縫區(qū)與熱影響區(qū)的抗拉強(qiáng)度更高，因為母材由等軸α相組成，焊縫區(qū)主要由片狀和針狀α相組成，焊接熱影響區(qū)存在部分片狀α相，片狀顯微組織有利于提高絲網(wǎng)的抗拉強(qiáng)度；此外，不同焊接參數(shù)下焊接接頭的抗拉強(qiáng)度均能達(dá)到母材的90%，故采用脈沖微束等離子弧焊可以得到接頭質(zhì)量較好的絲網(wǎng)焊件。

表2 母材和不同焊接參數(shù)下焊接接頭的拉伸性能測試結(jié)果

2.3.3 SEM分析

不同焊接參數(shù)下焊接接頭拉伸斷口的SEM形貌如圖7所示。由圖7可知：當(dāng)Ib=0.6 A，Ip=0.74 A時，斷口處出現(xiàn)部分蛇形滑移現(xiàn)象，當(dāng)韌窩表面與主應(yīng)力方向垂直時，較大的應(yīng)力會導(dǎo)致韌窩的自由表面產(chǎn)生新的滑移，初生的滑移痕跡很尖銳，繼續(xù)滑移使之平滑發(fā)展為蛇形花樣，進(jìn)而成為漣波、無特征區(qū)[10]；當(dāng)Ib=0.5 A，Ip=0.78 A時，韌窩的大小和分布都比較均勻，此時焊接接頭的力學(xué)性能較好；當(dāng)Ib=0.4 A，Ip=0.83 A時，多個不同高度的解理面相交形成了解離臺階，表明存在部分解理斷裂的情況，此時接頭拉伸斷裂屬于混合斷裂。

圖7 不同焊接參數(shù)下焊接接頭拉伸斷口的SEM形貌

3 結(jié)論

(1)研究了高頻脈沖微束等離子弧焊焊接TA1絲網(wǎng)工藝，隨著Ip的增加，即熱輸入的增加，焊點(diǎn)的宏觀形貌逐漸由橢球狀向圓球狀變化。

(2)隨著熱輸入的增加，焊接接頭焊縫區(qū)的組織主要是由針狀α相向片狀α相變化，但當(dāng)Ib=0.6 A，Ip=0.74 A以及Ib=0.4 A，Ip=0.83 A時，焊縫區(qū)均存在氣孔，產(chǎn)生這一現(xiàn)象可能與保護(hù)氣流量和焊接裝配過程有關(guān)。

(3)不同焊接參數(shù)下焊接接頭焊縫區(qū)的顯微硬度均高于母材，焊接接頭的抗拉強(qiáng)度也能達(dá)到母材的90%，故高頻脈沖微束等離子弧焊比較適合焊接TA1絲網(wǎng)。