钛合金因其轻质、高强、耐高温、耐侵蚀蹬着异机能,被宽泛利用于航空航天、海洋工程、化工及压力容器等领域[1-5]。随着国内先进飞行器技术持续发展,钛合金逐步利用于管路系统。相较于传统不锈钢、铝合金管材,钛合金管不仅可能承担更大的工作压力，还可能满足航空航天领域对靠得住性及悠久性的要求[6-9]。如今，随着钛合金构件向大型化、复杂化方向发展,焊接作为一种高效衔接方式,已成为钛合金造作不成或缺的伎俩,越来越受到器沉[10-14]。

然而,单一钛合金部件难以在复杂工况下满足机能要求。选取异种钛合金组合结构,既能融合分歧钛合金的机能优势,还可有效降低出产成本[15-16]。近年来,异种钛合金已在航空航天领域得到大量利用。例如,航空发起机涡轮叶盘,其圆盘和叶片别离选取分歧迪胙合金造成,以保障整体使用要求[17-19]。

Xu等[20]钻研发现,异种钛合金焊接接头的显微硬度呈对称散布,其中熔合区(fusion zone,FZ)显微硬度最高，TA15母材的显微硬度最低。屈服强度和抗拉强度顺次为:TC4母材>TC4/TC4同种焊接接头>TA15母材>TA15/TA15同种焊接接头>TC4/TA15异种焊接接头。随着应变速度1×10??s??提高至1×10??s??时，接头强度随之升高，资料的硬化能力和应变硬化指数均呈降落趋向。微观组织分析显示,FZ以粗壮柱状晶为主，晶内散布大量针状α相和马氏体α'相;TC4侧扰装响区存在部门残存α相和马氏体结构，TA15侧扰装响区为等轴α相。

Ou等[21]钻研发现,钛合金焊接后微观结构出现显著变动:扰装响区形成了α相、α'马氏体和β相，熔合区以α'马氏体为主;母材中则为含少量β相的α相。受化学成分和微观结构的差距影响，接头的显微硬度呈不合称散布。该接头的抗拉强度和屈服强度介于两种母材之间，但因母材强度差距较大，接头伸长率低于两种母材。其中钛合金母材的强度最低，最终接头在扰装响区左近产生韧性断裂。

Li等[22]也发现,异种钛合金焊接接头分歧区域的显微组织存在显著差距。熔合区重要由藐幼的α'马氏体组成。TC4侧扰装响区由马氏体、块状α相、原α相和β相组成,TA7侧的扰装响区由少量马氏体、块状α相和原始α相组成。透射电镜(TEM)了局显示，由于改性焊接的作用，接头上部的马氏体晶粒变粗,熔合区内部产生位错。元素线扫描和面散布批注,合金元素在接缝界面处罚布较为均匀,无显著的偏析。该异种接头抗拉强度略高于TA7母材，伸长率略低于两种母材。拉伸过程失效地位位于TA7母材侧，断出现韧性断裂特点。现阶段，只管异种钛合金氩弧焊的组织、机能钻研已较多,但3D打印钛合金构件与铸造/铸造钛合金构件的异种焊接有关钻研较少。随着3D打印技术逐步成熟和推广,基于3D打印构件的异种钛合金焊接技术成为焊接领域的沉要钻研方向。

基于上述布景,本文以无人机(unmanned aerial vehicle,UAV)桁架3D打印的TC4管材和TA18合金管材为钻研对象，发展异种钛合金氩弧焊工艺试验。通过焊接工艺的系统钻研,确定了最佳氩弧焊工艺参数，分析了异种焊接接头的微观组织和力学机能,可为改善3D打印钛合金异种焊策应力散布、优化焊接结构等提供技术支持。结合桁架管接头需与2~8根钛合金管衔接、分歧地位的管接头结构分歧的特点，本文设计专用焊接工装并造订合理焊接挨次,有效节造了桁架结构的焊接变形。同时配套设计去应力热处置专用工装，预防构件在热处置过程中产生变形。

1、试验资料及步骤

以TC4、TA18钛合金为对象发展焊接试验,通过调节焊接电流、；て髁康炔问，初步确定了焊缝成形质量优良的钨极氩弧焊(tungsten inert gas welding,TIG)工艺窗口。母材尺寸为50mm×24mm×1.5mm,填充焊丝为?2.0mm的与母材同成分的TC4焊丝,母材的化学成分见表1。焊前断根试样待焊表表的氧化物及油污，并在对接面加工45°坡口，保障焊缝熔透与焊丝的有效填充。选取方波交直流氩弧焊机进行填丝对接焊，钨极直径为1.8mm，焊接过程使用纯度≥99.99%的氩气进行；。填丝TIG焊工艺示意图如图1所示。

表1 母材的化学成分(质量分数，%)

Tab.1 Chemical composition of base material(wt%)

选取金相显微镜(OM)、扫描电镜(SEM)、能谱仪(EDS)和X射线衍射(XRD)分析接头微观组织与物相组成，并发展显微硬度、室和善高温拉伸、高温悠久力学机能测试(试样尺寸如图2所示)及断口分析。设计专用焊接与热处置工装，造订对称焊接挨次,选取管内充氩；,节造焊接与热处置过程中的结构变形。

2、了局与会商

2.1 焊接工艺参数优化

结合工程实际经验,针对厚度1.5mm迪胙合金构件,为保险焊接接头的成形与质量,将焊接电流设定为25~35A,；て髁可瓒ㄎ10~20L/min。为优选焊接电流和；て髁抗ひ詹问，试验工艺参数设置如表2所示。

选取上述9组工艺参数发展焊接试验并对机能进行评价,初步筛选出相宜的焊接参数。对各参数焊接试板进行显微硬度测试，了局如图3所示，图3(a)~(c)的编号与表2参数组别对应。从图3能够看出，维持焊接电流不变时，随着；て髁康脑龀，焊接板TC4或TA18侧硬度根基呈增长的趋向;当电流超过30A后,持续调整；て髁,硬度提升并不显著;维持；て髁坎槐涫,焊接板TC4或TA18侧硬度呈先增长后减幼的趋向。结合硬度测试了局，最终确定最优工艺参数为焊接电流30A、；て髁10L/min。

表2 试验工艺参数

Tab.2 Process parameters of test

2.2 显微组织演化

对异种钛合金焊接接头焊态与热处置态焊缝、扰装响区的微观组织及物相组成进行分析。图4为最优工艺参数下的焊缝宏观描摹，焊缝呈光亮的银白色，鱼鳞纹滑润、均匀。焊缝正面未见同化、裂纹和孔洞等缺点，正面熔宽7mm左右，背面熔宽4mm左右。凭据HB20160-2014无损检测尺度进行荧光渗入检测(图5)和X射线检测,了局显示焊接区及扰装响区表表无裂纹、未熔合及气孔等缺点，焊缝质量达到I级。

图6~8为焊接接头各区域的组织描摹？煽闯，焊接接头冶金结合优良，无显著的气孔、裂纹、同化等缺点。焊缝为典型的铸造组织,由粗壮的柱状晶和少量等轴晶组成。熔池凝固时，柱状晶在熔合线处与母材未溶解的晶粒联生结晶,并在温度梯度的作用下,沿着焊接方向向焊缝中心成长。该接头重要分为焊缝区(FZ)和扰装响区(Heat-affected zone,HAZ)。

图6为TIG焊接板母材的金相组织。由图可知,两种母材均为α+β相称轴组织,由白色α相与玄色β相组成,藐幼的β相均匀散布在粗壮α相晶界处。

图7为焊接接头焊缝区金相组织。由图7(a)可见,焊缝晶粒粗壮,以柱状晶为主,晶粒内部能够看到少量的长条状α相和大长径比的针状α′相。对针状α′相放大观测如图7(b)所示,能够看到针状α′相长径比极大，相邻晶粒取向一致，呈平行分列的束域,其两侧存在取向分歧的交错α′束域,彼此交错。

图8为焊接接头扰装响区金相组织。从图8可见,TC4侧近扰装响区受热温度超过α/β转变温度，原有α相齐全转变为β相。该区域加热温度低于焊缝区域，冷却速度相迸宗焊缝区更快，最终尺寸幼于焊缝的β等轴晶粒。在随后的冷却过程中，β相转变为α′相。由于此时熔池的冷却速度相对较大,使得针状马氏体α′相既可能在β相晶界形核,又可能在β相晶内形核，形成网篮组织。随着距焊缝中心地位的增长，扰装响区的加热温度仅能使部门α相转变为β相，高温为α+β双相，此时加热温度较低且冷却速度较快，β晶粒来不及急剧长大，晶粒尺寸较幼;冷却后未转变的原生α相保留下来,形成原生α相+针状马氏体α′相的双相组织。TA18侧由于焊接热输入的影响，β相晶粒具备成长前提，降温过程中β相为α相成长提供了分歧取向，最终形成大量片状与针状组织。而由于加热温度较低，冷却速度较快，β彼此相融合和长大受限，形成藐幼的β相，冷却后进一步转化成等轴的α相。

在TC4钛合金加热过程中，当温度超过α/β转变温度时，TC4母材中的α相向β相转变。由于合金元素在β相中的扩散系数较大，β晶；峒本绯ご。焊缝熔池冷却速度快，将原来粗壮的β晶粒保留至固相,最终转变为针状马氏体α′相,原β相晶界概括清澈。这类针状马氏体α′存在特定的晶体学取向关系，大多由β晶界向晶内成长。

焊后对焊接试样进行去应力退火处置，为钻研热处置对焊接机能的影响，观察分析热处置后焊接试板分歧区域的组织描摹，了局如图9~11所示。通过对比热处置前后各区域描摹可知，各区域晶粒均出现长大，且组织散布更均匀。其中，TC4侧细长片状α相削减，转变为短棒状α相,α相宽度较焊态显著变大;TA18侧β相含量削减,白色α晶粒长径比减幼，出现等轴化特点。

2.3 元素及物相组成

选取能谱仪(EDS)与X射线衍射仪(XRD)对热处置后焊接接头TC4、TA18侧各区域进行测试,分析其元素散布与物相组成。选取线扫方式检测，扫描蹊径如图12所示。1区为焊缝区,2-1、2-2别离为TA18扰装响区和TC4扰装响区,3-1、3-2别离为TA18母材区和TC4母材区。EDS线扫了局见表3。由于焊丝资料为TC4，能够看出焊缝区Al、V元素含量较TC4母材高,扰装响区与母材元素散布、含量根基一致，注明钨极氩弧焊工艺对资料元素散布影响不大。

表3 各区域EDS了局(质量分数，%)

Tab.3 EDS results of each area(wt%)

利用X射线衍射(XRD)对接头各区域进行物相分析,了局如图13所示。从图可见,TA18侧扰装响区的物相组成与母材根基一致，仅衍射峰强度略低,这该区域组织更均耘仔关;TC4侧扰装响区物相组成及对应衍射峰强杜纂母材差距显著:扰装响区α-Ti最强衍射峰为(002)面,而母材α-Ti最强衍射峰为(101)面，扰装响区衍射峰地位相对于母材α-Ti向幼角度偏移，揣摩是扰装响区β相占比增长,α相削减所致;焊缝区主体成分为TC4,其α-Ti最强衍射峰为(101)晶面;同时该区域α-Ti衍射峰对于TC4扰装响区向大角度偏移，这可能是由于TA18中Al、V溶入焊缝，增长了焊缝区Al、V含量，进而造成其产生变动。

2.4 力学机能

2.4.1 显微硬度

选取维氏显微硬度测试仪测试了异种钛合金焊接接头去应力退火前后的硬度，试验载荷为4.9N，测试蹊径由焊缝中心向两侧母材延长，了局如图14、15所示。焊接接头近缝扰装响粗晶区出现软化景象。TC4侧硬度降至最低,低于母材;在扰装响细晶区硬杜仔所增长,最终至母材硬度(320HV0.5)。TA18侧硬度同样低于母材,扰装响细晶区有所增长,并逐步增长至母材水平(250HV0.5)。钛合金导热性差,近缝扰装响区长功夫处于过热状态，β晶粒显著粗化，在随后的冷却过程中，较快的冷却速度使得未转变的α相保留下来，形成α+α'双相组织，在硬度方面体现为熔合线左近粗晶区的显微硬度值降低。由于焊丝选用TC4资料,因而焊缝区硬度显著高于TA18母材。

对比热处置前后硬度,TC4侧经热处置后硬杜仔所增长,这是由于热处置后组织中细长片状α相削减,转变为短棒状α相,滑移系数减幼,使得硬度增长;TA18侧硬度略微降落,这是由于热处置后显微组织粗化,相界面数量削减;同时α相的体积分数降低，β相的体积分数增长。β相滑移系数更多，更易产生塑性变形，因而该区域显微硬度较焊态幼幅降低。

2.4.2 室温、高温机能

表4为TC4、TA18母材以及TC4/TA18异种焊接试板在供货态、热处置态下的室温拉伸机能测试了局。TC4母材供货态和热处置态的均匀抗拉强度和屈服强度别离为1084.3、1057.3MPa和961.7、926.0MPa;TA18母材在供货态和热处置态的均匀抗拉强度和屈服强度为665.0、659.3MPa和628.3、628.7MPa;TC4/TA18焊接接头焊态和热处置态的均匀抗拉强度和屈服强度为749.3、710.7MPa和662.0、631.0MPa？煽闯，焊接接头的抗拉强度和屈服强度均高于TA18母材，满足钛合金氩弧焊接接头强度达到母材80%的要求。

当TA18钛合金建复区达到抗拉极限时,TC4基体仅达到屈服极限，因而断裂率先呈此刻母材侧;TA18钛合金经热处置后，β相散布更为弥散均匀，再结晶水平高，片层状α相细化且取向分歧。这类组织故障滑移产生，同时位错难以穿过α/β相界面，使整体强度较低。TC4热处置后，部门α相向β相转变,等轴初生α相比例逐步削减,次生α相(马氏体α')增长。此表，β相产生马氏体转变，该马氏体对资料的强化作用幼，故热处置后强度降低。

表4 室温拉伸机能

Tab.4 Room temperature tensile properties

表5、6别离为去应力退火后焊接试板高温拉伸和高温悠久试验了局。凭据资料使用工况，测试温度设定为300℃。测得TC4/TA18焊接接头高温均匀拉伸抗拉强度和屈服强度别离为440.5MPa和397 MPa。凭据高温拉伸数据，拔取300℃、350MPa发展高温悠久试验，试样维持72h未断裂，持续增长载荷使其断裂,测得均匀断后伸长率为9.5%。由此可知,试样在72h悠久测试中未达到其极限,其高温悠久机能大于72h,拥有优良的高温使用机能。

表5 高温拉伸机能

Tab.5 High-temperature tensile properties

表6 高温悠久机能

Tab.6 High-temperature durability

为了进一步验证焊接接头的力学机能法规,对室温拉伸断口进行观察,了局如图16所示。图16中(a)~(f)顺次对应热处置态TC4试板、热处置态TA18试板、供货态TA18试板、供货态TC4试板、热处置态TC4/TA18焊接试板以及焊态TC4/TA18焊接试板。由断口描摹可知:热处置态TC4试板(图16(a))断口表表较为平展,存在放射状条纹,由断裂源向表延长扩大，无显著塑性变形，部门可见解理台阶和河道花腔，断口整体光滑，呈典型的解理断裂脆性。热处置态TA18试板(图16(b))断口整体呈粗糙颗粒状，散布大量韧窝结构，韧窝尺寸较均匀，散布密集,部门韧窝底部可见第二相粒子,为典型韧性断裂特点。供货态TA18试板(图16(c))断口表表出现混合描摹，部门区域存在解理断裂面，部门区域散布藐幼韧窝，阐发出准解理特点。供货态TC4试板(图16(d))断口表表存在显著的二次裂纹,沿晶界扩大，晶粒概括清澈，部门晶面光滑，出现冰糖状断口,为典型沿晶脆性断裂。热处置态TC4/TA18焊接试板(图16(e))断口整体平坦，无显著塑性变形。焊态TC4/TA18焊接试板(图16(f))断口为韧-脆混合断裂特点，断裂面升沉较大，部门可见韧窝与解理台阶，韧窝较浅，解理面较幼。结合描摹与力学机能分析可知，TC4母材强度大，韧性幼，其断口描摹为脆性断裂特点。同时对比焊态与热处置态焊接接头的断口描摹，可直观印证热处置后力学机能降落的变动法规。

2.5 多维度管接头与桁架管氩弧焊变形节造

2.5.1 焊接工艺参数优化

为实现焊接工艺的工程化利用，对无人机多维度管接头与桁架管氩弧焊变形节造进行钻研。管接头与桁架管需先装配、后焊接，结合套管结构个性与优化后的工艺参数，设计合理的焊收受组装挨次，既预防管件间互有关涉，也有效开释部门焊策应力，减幼焊接变形。

凭据桁架结构特点，设计了如下焊接挨次准则:

(1)桁架装配后先进行点焊定位，正式焊接时选取对称施焊方式。

(2)整体遵循由内向表、由中央向两端的焊接挨次，预防出现应力集中。

(3)优先焊接截面较大的重要受力弦杆，再焊接截面较幼的次受力弦杆。

2.5.2 辅助工艺优化以及焊后热处置

针对管接头与桁架管的焊接工况，设计专用焊接工装,并配套空气；ぁ⒗淙吹雀ㄖひ，以此减幼焊策应力，抑造焊接变形。钛合金管接头与桁架管焊后应进行去应力热处置，针对分歧结构的多维度管接头,设计相应的热处置专用工装,预防零件在热处置过程中产生变形。

凭据管接头与桁架管的结构特点，设计如图17所示的工装。该工装集成夹持固定、空气；ぁ⒑附臃辣湫巍⑷却χ梅辣湫蔚榷嘞钪澳,工件从装配焊接到焊后热处置全程无需拆卸和更换工装。

按设计结构挨次，将管接头和桁架管拼接在工装上,选取三维扫描技术,将拼接好的桁架结构与设计模进行尺寸比对,了局如图18所示。图18(a)~(d)别离暗示装配前后、焊接前后、热处置前后、拆除工装与原始模型尺寸对比。了局批注，工装起到了优良的加持固定作用，可将多维度易变形结构的尺寸误差根基节造在0.5mm以内。拼接实现后，利用桁架整体联通的特点，在管内通入高纯氩气进行；，预防桁架受热氧化。凭据上述焊接准则将桁架焊接实现后，对比焊前、焊后尺寸，焊后变形幼于0.5mm,大无数区域变形仅在0.1mm左右,证明该焊接挨次与工装能有效节造焊接变形。将热处置后及拆卸工装后桁架别离与原始桁架模型对比，桁架最大变形量节造在1mm左右，无数区域变形量低于0.2mm,整体变形量较幼。综合装配、焊接至焊后热处置全流程的尺寸检测了局可知，合理的焊接挨次和一体化工装,能很好地节造无人机桁架的整体变形。

3、结论

优化了氩弧焊工艺参数，分析焊接接头热处置前后的组织与机能演变，并配套设计专用的焊接工装,有效降低了管接头与桁架管的焊接变形,为无人机钛合金桁架3D打印TC4多维度管接头氩弧焊利用提供理论基础。

(1)通过对工艺窗口的索求实现工艺参数优化,确定最优焊接工艺。所得焊接接头组织均匀,无焊接缺点;焊缝呈典型铸造组织,由粗壮的柱状晶和少量等轴晶组成。热处置后组织产生粗化，但整体组织均匀性提升，接头质量满足使用要求。

(2)试样热处置后抗拉强度降低，但焊接接头强度仍高于TA18母材。在300℃、350MPa前提下，焊接接头高温悠久寿命可达72h,高温机能优异,具备在300℃下持久工作的能力。

(3)结合工艺优化、专用工装设计与合理的焊接挨次，可将大尺寸桁架焊接变形节造在1mm以内,变形节造成效优良,为复杂多维度3D打印钛合金构件的焊接造作提供了可行工艺规划。

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（注，原文标题：无人机钛合金桁架氩弧焊焊接工艺钻研_宋洪松）