引言

隨著航空飛行器的迭代升級，對飛行高度和飛行速度等飛行性能提出了更高的要求，因此對構(gòu)件輕量化、長壽命的要求也越來越高［1-2］。蒙皮類結(jié)構(gòu)作為航空飛行器中重要的構(gòu)件，常安裝于飛行器的表面，其型面尺寸與剛度等性能都要具備較高的性能。在輕量化方面，鈦合金具有比強度高、耐腐蝕性強以及加工工藝性好等特點，在航空航天領(lǐng)域得到了廣泛的應(yīng)用。同樣，在蒙皮制造領(lǐng)域特別是高溫工作區(qū)的蒙皮構(gòu)件原材料選取時，都將鈦合金作為首選材料［3-4］。在蒙皮構(gòu)件的輕量化設(shè)計方面，為了在提高蒙皮構(gòu)件剛度的同時還能減小構(gòu)件質(zhì)量，常在蒙皮內(nèi)側(cè)設(shè)置內(nèi)置加強筋結(jié)構(gòu)，傳統(tǒng)的內(nèi)置加強筋采用鉚接連接工藝，由于鉚接連接需要在加強筋底部形成形彎邊，因此，鉚接形式內(nèi)置加強筋的制造使構(gòu)件的質(zhì)量增加［5］。針對構(gòu)件減重的需求，科研工作者提出了一種 T 形接頭的熔焊工藝，即在T形接頭修配完成后，在壁板外側(cè)施焊，采用壁板氬弧穿透焊工藝完成蒙皮與加強筋的連接，從而替代了鉚接工藝，實現(xiàn)了構(gòu)件的減重［6］。然而，當下隨著航空器對外表面質(zhì)量要求的逐漸提升，壁板穿透焊技術(shù)破壞了壁板結(jié)構(gòu)的整體性，并且熔焊過程較大的熱輸入使得構(gòu)件的變形量也有所增加。

針對內(nèi)置加強筋鉚接增重以及壁板穿透焊破壞蒙皮整體性的問題，研究者采用高能量密度的激光熱源，提出了在加強筋兩側(cè)角接處激光焊接的雙光束激光焊接工藝。與傳統(tǒng)焊接工藝相比，雙光束激光焊接工藝焊接速度快、變形量小，特別是在蒙皮內(nèi)側(cè)雙光束施焊，避免了壁板整體性的破壞，提高了接頭的品質(zhì)［7-9］。然而，接頭的力學性能與組織特點是確保接頭能否安全可靠使用的決定性因素。一些學者對鈦合金接頭的焊接工藝做了研究，更多的集中在焊縫成形，而對薄壁件的相關(guān)報道較少［10-11］。因此，本研究以 TC4 鈦合金雙光束激光焊T形接頭為對象，分析了接頭的組織與力學性能，這對于T形接頭的雙光束激光焊接技術(shù)在輕量化構(gòu)件制造領(lǐng)域的推廣和應(yīng)用具有重要意義。

1、 試驗材料及方法

試驗?zāi)覆倪x用 TC4 鈦合金薄板，接頭形式為1.5 mm厚的加強筋與2 mm厚的底板通過雙光束激光焊接形成 T 形接頭。TC4 化學成分如表 1 所示，其組織形貌如圖1所示，母材原始組織為α相與β相組成的等軸晶，在組織內(nèi)部能明顯看到經(jīng)軋制后形成的具有明顯方向性的纖維層。為滿足后續(xù)力學性能試片的制作，底板尺寸為 300 mm×200 mm，且沿 200 mm 長度的方向為纖維方向，加強筋尺寸為20 mm×200 mm，同樣沿200 mm長度的方向為纖維方向。選擇直徑 1.0 mm 的同牌號 TC4 焊絲。采用沿焊接方向的送絲在前、激光在后的空間分布，且激光入射方向軸線與底板之間的夾角為 25°~35°。

焊前24 h內(nèi)對待焊試片進行酸洗以去除表面油污，并用防塵布進行包裹防止灰塵污染，焊前 2 h 用有機溶劑擦拭接頭待焊區(qū)域 10 mm 內(nèi)區(qū)域。焊接時使用與激光入射方向同軸的管狀惰性氣體保護罩，在罩內(nèi)以 25 L/min 流量通入純度為 99.99% 的氬氣對高溫區(qū)域進行適時保護。激光焊接參數(shù)為：激光功率3 000 W，焊接速度8 000 mm/min，離焦量2 mm，送絲速度6000 mm/min。

試驗采用的焊接路徑控制設(shè)備為六軸機械手臂，在機械手臂末端固定有激光焊接頭，激光焊接頭與激光發(fā)生器之間通過柔性光纖連接，用于激光能量傳輸，且在激光頭上還集成有填絲用的送絲嘴，送絲嘴與送絲機之間通過送絲管連接，其中激光器為 IPG YLS-4000-ECO 型光纖激光器，焦距為300 mm，送絲機為Fronius Kd7000型送絲機。

焊接完成后，采用線切割方法制取拉伸測試與彎曲測試等力學性能試樣，拉伸和彎曲試樣尺寸如圖 2 所示。沿焊道制取底板尺寸為 15 mm×20 mm的金相試樣，在自動磨拋機上依次采用400#、800#、1500#以及2000#的水砂紙進行金相試樣磨拋，之后采用 10%HF+30%HNO3+60%H2O 的金相組織液腐蝕焊縫組織，時長為30 s。

2 、試驗結(jié)果分析

2.1 焊接接頭微觀組織成因與分析

雙光束激光焊TC4合金T形接頭宏觀形貌如圖3 所示。可以看出，焊接接頭成形良好，T 形接頭兩側(cè)的焊道在焊道底部形成了有效搭接，且接頭未出現(xiàn)未熔合、氣孔和咬邊等缺陷。接頭可分為焊縫區(qū)、熱影響區(qū)以及母材區(qū)三個區(qū)域。由于激光熱源能量密度集中度高、焊接速度較快，T形接頭兩側(cè)各自的焊縫均呈現(xiàn)出深而窄的接頭形貌，其焊縫區(qū)寬度約為1~1.5 mm，焊縫組織加強筋側(cè)熱影響區(qū)寬度約為250 μm，底板側(cè)的熱影響區(qū)厚度約為200 μm。

T形接頭焊縫區(qū)的高倍金相組織形貌如圖4所示。焊縫熔化區(qū)主要由粗大的等軸晶組成，且等軸晶內(nèi)部是以α相為基體以及在基體上呈網(wǎng)籃狀分布的少量針狀馬氏體α' 相，此外，還有少量的α+β相。這主要是由于焊縫區(qū)為接頭的熔化區(qū)，直接接收到熱源的熱輸入，焊接能量較高。同時針狀馬氏體 α'相的形成需要有較快的冷卻條件，在快速冷卻過程中高溫的 β 相來不及均勻化轉(zhuǎn)變?yōu)?α 相，而發(fā)生擴散切變形成α' 相。然而熔化區(qū)高的熱輸入減緩了β相的轉(zhuǎn)變速度，降低了 α' 相的形核能力，形成 α 相。

而在β相轉(zhuǎn)變形成α相的同時，仍然會有部分高溫β相發(fā)生快速冷卻形成α' 相，而所形成的α' 相在高溫的作用下逐漸長大。

接頭整體組織形貌、接頭上部焊縫交叉處與下部焊縫交叉處的熱影響區(qū)以及接頭母材區(qū)的組織形貌如圖5所示。從接頭整體組織形貌（見圖5a）可以看出，隨著距焊縫中心距離的增加，接頭組織的晶粒尺寸逐漸減小。相較于原始母材組織形貌（見圖 5d），圖 5a 中 B 區(qū)所對應(yīng)的接頭上部交叉區(qū)熱影響區(qū)組織發(fā)生了組織轉(zhuǎn)變，這是由于該區(qū)組織受到焊接熱循環(huán)的作用，該區(qū)域溫度遠高于鈦合金的組織轉(zhuǎn)變溫度（980~995 ℃）而發(fā)生 β 轉(zhuǎn)變，在熱源離開后的熔池凝固過程中，該區(qū)域熱量相對于焊縫處熱量較小，冷卻速度較快，因此最終形成由少量的針狀α' 相和初生α相的組織特點。C區(qū)對應(yīng)的接頭下部交叉區(qū)熱影響區(qū)相較于上部交叉處的熱影響區(qū)，其組織晶粒尺寸明顯增加，且 α 相明顯增加，α' 相明顯減少，這主要是由于下部交叉處熱影響區(qū)受到兩次焊接熱循環(huán)的影響，且激光焊接的能量密度較高，向焊縫熔深方向所傳遞的熱量遠遠大于向四周傳遞的熱量，因此相對于上部交叉部的熱影響區(qū)，在下部交叉部位的熱影響區(qū)所獲得的焊接熱量也較大，因此晶粒組織較大，且抑制了α' 相生成，結(jié)果形成大量的α相等軸組織。

2.2 力學性能分析

焊接接頭力學性能的測試結(jié)果如表 2 所示，接頭的測試斷裂位置如圖6所示。可以看出接頭拉伸試驗均斷裂于母材區(qū)，對各力學性能測試結(jié)果求平均值，抗拉強度均值為 1 001 MPa，與母材相當，屈服強度均值為963 MPa，彎曲角度均值為33.1°。從測試結(jié)果可以看出，接頭的力學性能均可滿足其使用性能，接頭性能可靠。

2.3 典型件焊接

基于上述 1.5 mm⊥2 mm 的 TC4 鈦合金 T 形接頭雙光束焊接工藝試驗結(jié)果，采用相同工藝參數(shù)對1.5 mm⊥2 mm 組合的鈦合金典型驗證構(gòu)件進行焊接，焊前采用與試片同樣的去污去雜處理，典型構(gòu)件如圖 7 所示。之后對典型件接頭進行 X 光檢測，結(jié)果如圖8所示，可以看出接頭內(nèi)部質(zhì)量良好，沒有產(chǎn)生裂紋與氣孔等缺陷，滿足產(chǎn)品的使用要求。

3、 結(jié)論

（1）TC4 鈦合金 T 形接頭經(jīng)過雙光束焊接后接頭可以分為母材區(qū)、熱影響區(qū)、焊縫區(qū)三部分。

（2）接頭的微觀組織顯示，焊縫區(qū)域主要為以α相為基體以及在基體上面呈網(wǎng)籃狀分布的少量針狀馬氏體α' 相，在上部熱影響區(qū)交叉區(qū)為少量的針狀 α' 相以及初生 α 相，下部熱影響區(qū)交叉區(qū)為 α 相等軸組織。

（3）接頭力學性能顯示，抗拉強度與母材相當，平均彎曲角度為33.1°，典型件焊接頭內(nèi)部質(zhì)量沒有裂紋與氣孔缺陷。

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