基于水霧在線冷卻的鈦合金激光焊接應力變形研究

引言

鈦合金具有密度低、比強度高、抗腐蝕性好、焊接性能出色等優(yōu)勢，已被廣泛應用于航天航空等領域［1-2］。薄壁鈦合金構件作為一種重要的應用形式，其連接和成形至關重要。相較于鉚接，焊接能夠整體提升構件性能，同時降低結構重量。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，焊縫質量高，結構變形量小，更能滿足工程應用。但由于薄壁構件容易扭曲變形以及鈦合金較低的彈性模量和熱導率，導致薄壁鈦合金構件焊接后的殘余應力和變形問題制約了其在某些高精度場合的應用［3-4］。

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

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

1、冷卻原理、試驗設備及工藝試驗設計

1.1水霧在線冷卻法

水霧冷卻技術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)、對流、液滴的沖擊和核態(tài)沸騰、膜態(tài)沸騰等相變過程帶走熱源表面的熱量。由于霧化后的水滴具有較大動能且液膜對流和蒸發(fā)相變同時存在，因此水霧冷卻技術可以應用于具有極高熱流密度的場景，理論上可達1000W/cm2［9］。水霧冷卻技術還具有傳熱系數高、冷卻工質用量小、與固體表面無接觸熱阻、冷卻均勻等優(yōu)點。采用水霧冷卻技術與激光焊接技術相結合，當激光照射在焊縫處形成熔池時，水霧噴嘴通過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，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，在短時間內達到穩(wěn)定的過程中，冷卻熱流密度先增大然后迅速減小，其具體過程為：當第一個液滴到達表面后迅速形成液膜，此時的溫差、相變量和熱流密度相對較大，而后液膜覆蓋整個熱源表面，相變量減少，熱流密度下降，氣相對熱流密度的貢獻減小，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力，提高焊接接頭質量。

不同的水霧冷卻參數對焊接過程中的應力應變場分布情況影響不同，對接頭焊縫質量的改善效果也不同，因此有必要針對性地研究不同水霧冷卻參數對薄板激光焊接接頭應力變形的影響規(guī)律，獲取最佳的水霧冷卻條件以實現對薄板激光焊接過程中殘余應力和變形的有效控制。

1.2試驗設備

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

在試驗過程中，先由激光焊接設備對焊縫進行焊接，在控制部件中設定該工況下焊縫表面的凝固溫度，水霧機通過高壓氣體使蒸餾水經供液部件與管路部件在噴頭處霧化，隨后噴灑在已凝固的焊縫表面進行冷卻。通過壓力閥調整水霧壓力，改變焊縫冷卻溫度，以探究水霧冷卻對焊縫成形的影響及當前焊接參數下最佳水霧冷卻參數。水霧在線冷卻系統(tǒng)如圖3所示。殘余應力測試采用盲孔法，采用ZS21B型殘余應力檢測儀，如圖4所示。

焊接變形測試采用三維檢測技術，通過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據，在電腦軟件中同步進行模型重建，所測得的變形數據與試樣原始數據進行對比，得出試樣的變形云圖。其原理及操作如圖5所示。

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

1.3工藝試驗設計

采用的TC4薄板尺寸規(guī)格為500mm×100mm×1.2mm，接口形式為對接，無坡口，對合修配間隙為0mm，激光入射角度為90°，激光無擺動。薄板焊縫兩側通過金屬塊壓緊，焊前對待焊試板進行表面清理并打磨焊縫兩側約15mm區(qū)域，去除氧化層的同時增加待焊區(qū)域的表面粗糙度，以增加焊縫區(qū)域對激光能量的吸收，同時在焊接時在焊縫正反面通氬氣進行保護。為了探索水霧在線冷卻對薄板激光焊接殘余應力和變形的影響規(guī)律，在實際工藝試驗中采用相同的焊接工藝參數，將水霧壓力作為水霧在線冷卻試驗的單一變量，如表1所示，無水霧冷卻的試樣編號1-0，有水霧冷卻的試樣編號分別為1-1，1-2，1-3。

如圖6所示，在焊接過程中保持水霧噴嘴距焊接接頭的距離為150mm，通過調整壓力來控制水霧流量和動能，進行不同水霧冷卻參數下的激光焊接試驗，檢測焊接接頭變形和殘余應力分布情況并觀察微觀組織形貌，探究水霧冷卻參數對焊接接頭質量的影響。

2、試驗結果及分析

2.1TC4激光焊接試驗殘余應力及變形量焊接試樣如圖7所示。考慮到平板對接結構焊接殘余應力的分布特點，殘余應力測試點位置的選取如圖8所示，分別為：焊縫中心（1號點）、焊縫中心兩側1mm的位置（2號點）以及焊縫中心兩側5mm的位置（3號點），1、2、3號點間距15mm。殘余應力測試結果如圖9所示，對比3種不同水霧冷卻參數的試樣，殘余應力都呈現出焊縫＞熱影響區(qū)＞母材的趨勢，且比無水霧冷卻的殘余應力小，其中水霧冷卻0.4MPa時焊縫處殘余應力最小，比無水霧冷卻的試樣殘余應力降低29.0%，說明水霧冷卻對平板對接試樣的殘余應力控制有一定優(yōu)化效果，且選擇適當的水霧冷卻參數，能進一步改善控制效果。圖10為試樣的變形測試云圖，從圖中可以看出，試樣的整體變形趨勢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。

為便于對比變形結果，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試樣變形測量選取路徑及各路徑變形結果。

對比3種不同水霧冷卻參數的試樣，變形的主要形式為較為明顯的兩側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)沒有明顯的粗晶區(qū)，如圖16所示是光學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相轉變溫度（720~980℃）范圍，加熱峰值超過相變點溫度產生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相無法完全轉變，而已轉變的αp相由于在高溫停留時間過短，生長受限，最終僅形成了微量細小的針狀馬氏體α′［11］。對比兩種試樣可知，水霧冷卻條件下的試樣熱影響區(qū)發(fā)生組織轉變的αp相更少，這是因為在隨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)的熱量被冷卻介質快速帶走，熱影響區(qū)的加熱峰值及停留時間均降低，不再具備組織轉變條件。激光焊接時焊接區(qū)域經過快速加熱和冷卻后產生凝固和結晶，這個過程促進了柱狀晶的形成。

焊接工藝參數和冷卻條件不同時，焊接的熱輸入量和持續(xù)時間也不同。熱輸入量增大且時間充分時，焊縫中不同區(qū)域形成的β柱狀晶相對于熱輸入量較小或時間不足時更加粗大，且密集交錯，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柱狀晶數量增多，在β柱狀晶內部及周圍，存在更多呈條狀或網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部馬氏體針密集，呈條狀或網狀分布。由于熱輸入量較大且冷卻速度相對緩慢，焊縫中部的柱狀晶尺寸比焊縫下部的柱狀晶尺寸大［13］。

對比有無水霧冷卻的試樣可知，有水霧冷卻的1-3試樣焊縫的網籃狀組織尺寸更加細小，分布也更加規(guī)整有序，而無水霧冷卻的1-0試樣焊縫的馬氏體明顯粗大，且相互交叉，方向性差。這是因為無水霧壓力冷卻的焊縫區(qū)域的冷卻速度較慢，產生的過冷度較小，使得晶核只能在晶界產生并長大成晶界αgb，同時由于生長速度也較慢，形核驅動力不足以形成連續(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，使得馬氏體相變過程更加快速有序［15］，晶粒生長方向更加趨于一致，進而形成了更多尺寸細小、排列有序的針狀馬氏體，這說明水霧冷卻對顯微組織有一定的細化作用，對焊接的力學性能可起到提升作用。

3、結論

（1）在水霧在線冷卻條件下，激光焊接后殘余應力均較無水霧冷卻明顯下降，平板對接試樣應力變化趨勢一致，殘余應力為焊縫區(qū)＞熱影響區(qū)＞母材區(qū)。

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

（3）對比3種不同水霧冷卻參數的試樣，變形的主要形式為兩側翹曲變形，其中水霧冷卻壓力為0.4MPa時總體變形最小，較無水霧冷卻降低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，水霧冷卻可促進馬氏體相變，使焊縫的網籃狀組織更加規(guī)整有序，焊縫質量提高。

參考文獻：

［1］ 孫文君，王善林，陳玉華，等. 鈦合金先進焊接技術研究現狀［J］. 航空制造技術，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研究現狀［J］. 電焊機，2022，52（6）：10-24.

HUANG R S，FANG 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. 基于隨焊氣體動態(tài)冷卻方法的鈦合金薄板激光焊接變形試驗研究［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鈦合金飛機壁板激光焊接工藝及殘余應力研究［D］. 湖北：武漢理工大學，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 . 鈦合金低應力無變形焊接過程機理研究［D］.北京：北京工業(yè)大學， 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. 焊前預熱對康復器械用鋁合金焊接殘余應力的影響［J］. 電焊機，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］ 關橋，張崇顯. 動態(tài)控制的低應力無變形焊接新技術［J］. 焊接學報，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. 預拉伸對鋁合金焊接殘余應力和變形的影響［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. 振動環(huán)境下噴霧冷卻的臨界熱流密度模型［J］. 航空動力學報， 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：機械科學研究總院，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元素分布及不均勻性的研究［D］. 湖北：華中科技大學， 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，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，丁來法，Valerii Bilous，等.厚板TC4鈦合金電子束焊接頭組織演變及力學性能［J］. 電焊機，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及相變原位觀察［J］. 中國有色金屬學報，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，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.