摘 要:針對 TA1絲網(wǎng)開展了脈沖微束等離子弧焊試驗,并從焊接接頭的宏觀形貌、顯微組織和 力學(xué)性能等方面進行研究,分析了焊接參數(shù)對 TA1絲網(wǎng)焊接質(zhì)量的影響。結(jié)果表明:采用脈沖微束 等離子弧焊可以取得較好的連接效果;隨著熱輸入的增加,焊接接頭的宏觀形貌由橢球狀轉(zhuǎn)變?yōu)閳A球 狀;焊接接頭母材區(qū)的顯微組織為等軸α相,焊縫區(qū)以針狀α相和片狀α相為主,熱影響區(qū)為片狀α 相,且焊縫區(qū)的顯微硬度最高;焊接接頭的抗拉強度達到了母材的90%,拉伸斷口以韌性斷裂為主。 

關(guān)鍵詞:TA1絲網(wǎng);脈沖微束等離子弧焊;焊接參數(shù);力學(xué)性能 

中圖分類號:TG456.2                                   文獻標(biāo)志碼:A                                    文章編號:1001-4012(2022)09-0027-05

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)純鈦具有比強度高、密度小、抗腐蝕 性好等特點,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 行的,在有絲位置(需要焊接)和無絲位置(不需要焊 接)交替進行。因此,傳統(tǒng)焊接金屬絲網(wǎng)的方法是在 不連續(xù)分布的金屬絲上進行逐個點焊,其中自動焊接 絲網(wǎng)采用的是電阻點焊,具有焊接效率低,接頭強度 低等缺點。為了解決不連續(xù)點焊金屬絲網(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 焊接了用于汽油機排氣管的直徑為0.02mm 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 40kV,聚 焦 電 流 為 1.92 A,焊 接 速 率 為 200mm/min,電子束電流為4mA 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30A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。 

采用微束等離子弧焊對絲網(wǎng)進行焊接的過程 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0.25mm,絲與絲 的間隙距離為1mm 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70mm×20mm(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 行 組 裝 (見 圖 1),插 入 距 離 DS 為 0.6 mm。 試 驗 采 用 Plasmafix51型焊機作為焊接電源。焊接過程中離 子氣和保護氣均采用工業(yè)純氬氣,其中離子氣流量 為0.5L/min,保護氣流量為3.5L/min。試驗中采 用直徑為2mm 的圓錐形尖端鈰鎢極,且鎢極尖端 內(nèi)縮于孔徑為2mm 的壓縮紫銅噴嘴內(nèi)2mm。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2mm。 

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

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,焊點會經(jīng)歷快速加熱與快速冷卻的過程(見圖 2)。 

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。

絲網(wǎng)的特殊結(jié)構(gòu)導(dǎo)致完整的焊點通常不會處 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%(體積分數(shù),下同)氫 氟酸+3% 硝 酸 +95% 水 溶 液 對 其 侵 蝕 100s,并 在 VHX-600K 型顯微鏡下觀察焊點的顯微 組 織。 使用 DHV-1000型數(shù)字式維氏顯微硬度計對焊點 進行顯微硬度測試,施加載荷為0.98N,作用時間 為15s。拉 伸 試 驗 采 用IBTC-300 型 原 位 雙 向 拉 壓疲勞試驗機進行,同樣采用單根絲來進行測試。 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個焊點進行宏觀觀察。不同焊接參數(shù)下焊點的宏 觀形貌如圖3所示。由圖3可知:當(dāng)Ib=0.6A,Ip =0.74A 時,焊點形貌主要以橢球狀為主,存在部 分接近圓球狀的焊點,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 的 長 軸 擴 展 更 順 利;當(dāng) Ib =0.5 A,Ip = 0.78A 時,焊點形貌以圓球狀為主,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,使焊點的長軸擴展被削弱;當(dāng)Ib= 0.4A,Ip=0.83A 時,焊 點 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現(xiàn)有效連接,最終 導(dǎo)致焊點產(chǎn) 生 一 側(cè) 的 毛 邊 燒 斷,一 側(cè) 的 毛 邊 結(jié) 球 的情況。 

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。

2.2.2 焊縫中心和熱影響區(qū) 

不同焊接參數(shù)下焊點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 = 0.6A,Ip=0.74A 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=0.5A,Ip=0.78A 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=0.4A,Ip=0.83A 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 粒 可 以 看 到 明 顯 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氣流量和裝配有關(guān),保護氣流 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,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。

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=0.6A,Ip=0.74A 時,焊點熱影響區(qū)的最低硬 度為134.6HV;當(dāng)Ib=0.5A,Ip=0.78A 時,焊點 熱影響區(qū)的最低硬度為128.7HV;當(dāng)Ib=0.4A, Ip=0.83A 時,焊 點 熱 影 響 區(qū) 的 最 低 硬 度 為 128.9HV。焊點熱影響區(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=0.5A,Ip=0.78A 時焊點 焊 縫 區(qū) 的 顯 微 硬 度 達 到 了 312.1 HV;當(dāng) Ib=0.4A,Ip=0.83A 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 的顯微硬度較低。 

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)的抗拉強度;此外,不同焊接參數(shù)下焊接接頭的抗拉強度均能達到母材的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。

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 = 0.74A 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,進而成為漣波、 無特征區(qū)[10] ;當(dāng)Ib=0.5A,Ip=0.78A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=0.4A,Ip=0.83A 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。

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=0.6A,Ip=0.74A 以及Ib=0.4A,Ip=0.83A 時,焊縫區(qū)均存在氣孔,產(chǎn)生這一現(xiàn)象可能與保護氣 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,焊接接頭的抗拉強度也能達到母材 的90%,故高頻脈沖微束等離子弧焊比較適合焊接 TA1絲網(wǎng)。 

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<文章來源 > 材料與測試網(wǎng) > 期刊論文 > 理化檢驗－物理分冊 > 58卷 > 9期 (pp:27-31)>