分享：TA1丝网脉冲微束等离子弧焊工艺
武琪昌,何建萍,王 龙,马 元
(上海工程技术大学 材料工程学院,上海 201620)
摘 要:针对 TA1丝网开展了脉冲微束等离子弧焊试验,并从焊接接头的宏观形貌、显微组织和 力学性能等方面进行研究,分析了焊接参数对 TA1丝网焊接质量的影响。结果表明:采用脉冲微束 等离子弧焊可以取得较好的连接效果;随着热输入的增加,焊接接头的宏观形貌由椭球状转变为圆球 状;焊接接头母材区的显微组织为等轴α相,焊缝区以针状α相和片状α相为主,热影响区为片状α 相,且焊缝区的显微硬度最高;焊接接头的抗拉强度达到了母材的90%,拉伸断口以韧性断裂为主。
关键词:TA1丝网;脉冲微束等离子弧焊;焊接参数;力学性能
中图分类号:TG456.2 文献标志码:A 文章编号:1001-4012(2022)09-0027-05
金属丝网具有良好的通透性,在石油化工、纺织 印刷等领域用于过滤和分离过程[1-3]。此外,因其质 量轻、稳 定 性 高,所 以 常 被 用 于 月 球 车 车 轮 的 设 计[4-5]。TA1工业纯钛具有比强度高、密度小、抗腐蚀 性好等特点,被广泛应用于航空航天领域[6]。由此可 见,TA1丝网制品有着推动航空航天发展的潜力。 通常情况下,丝网的焊接是在不同的热输入下进 行的,在有丝位置(需要焊接)和无丝位置(不需要焊 接)交替进行。因此,传统焊接金属丝网的方法是在不连续分布的金属丝上进行逐个点焊,其中自动焊接 丝网采用的是电阻点焊,具有焊接效率低,接头强度 低等缺点。为了解决不连续点焊金属丝网存在的问 题,可以选择一种连续焊接的方法来代替点焊,如激 光焊、电子束焊和等离子弧焊。丁黎光等[7]采用激光 焊接了用于汽油机排气管的直径为0.02mm 的金属 丝网,取得了较好的焊接效果。曹建玲等[8]以电子束 焊的方式研究了航天用滤网材料的焊接,发现当加速 电压 为 40kV,聚 焦 电 流 为 1.92 A,焊 接 速 率 为 200mm/min,电子束电流为4mA 时,滤网焊件的形 貌最佳,焊件质量较为可靠。采用激光焊和电子束焊 的方式虽然可以提高焊接质量和生产效率,但相应设 备价格昂贵,加工成本高,一般只用于特殊要求的工 件(如航空航天、医疗器械等)加工,不适合大规模生 产使用,因此,在一般的工业应用中,需要采用一种既能保证高效率又兼顾低成本的焊接方法。微束等离 子弧焊(MPAW)是一种焊接电流小于30A的等离子 弧焊技术。微束等离子弧焊中的电弧受到高度约束, 因此在低焊接电流下,其稳定性也很高,且微束等离 子弧焊具有焊接质量好、成本低的优点。
采用微束等离子弧焊对丝网进行焊接的过程 中,能量高度集中的电弧以及 TA1丝网自身的传热 特性是影响焊接效果的主要因素,为此,笔者主要从 热输入变化入手,以脉冲电流为变量,研究了 TA1 丝网脉冲微束等离子弧焊工艺,将不同焊接参数下 焊接接头的宏观形貌、显微组织和力学性能进行对 比分析,为材料工程应用提供了理论依据。
1 试验材料与方法
将目数为25×25目,直径为0.25mm,丝与丝 的间隙距离为1mm 的 TA1工业纯钛丝网,采用脉 冲微束等离子弧焊的方式进行焊接试验,焊前用酒 精除去试样表面油污。因为丝网裁剪后存在上翘毛 边(经线边缘上翘)和下凹毛边(经线边缘下凹),所 以将两块尺寸为70mm×20mm(长×宽)的试样 采用对齐(上翘毛边对上翘毛边、下凹毛边对下凹毛 边)、错位、插 入、紧 贴 的 对 接 方 式 进 行 组 装 (见 图 1),插 入 距 离 DS 为 0.6 mm。 试 验 采 用 Plasmafix51型焊机作为焊接电源。焊接过程中离 子气和保护气均采用工业纯氩气,其中离子气流量 为0.5L/min,保护气流量为3.5L/min。试验中采 用直径为2mm 的圆锥形尖端铈钨极,且钨极尖端 内缩于孔径为2mm 的压缩紫铜喷嘴内2mm。焊 接时焊枪经传动装置在试样正上方平行水平移动, 焊枪头部距试样表面高度为2mm。
在微束等离子弧焊中,脉冲频率fz 与丝网两条 相邻平行丝线之间的距离Lp 和焊接速率Vw 的关 系如式(1)~(3)所示。当一个脉冲要经过多对焊接 接头时有 fz <Vw/Lp (1) 当一个脉冲要经过一对接头时有 fz =Vw/Lp (2) 当多个脉冲要经过一对接头时有 fz >Vw/Lp (3) 采用多个脉冲经过一对接头的匹配模式,在峰 值电流(Ip)与基值电流(Ib)以极高频率的交替作用 下,焊点会经历快速加热与快速冷却的过程(见图 2)。 复 试验采用的焊接参数如表1所示,每组参数重 焊接3个试样。
丝网的特殊结构导致完整的焊点通常不会处 于同一高 度,所 以 焊 后 抽 取 单 根 丝,将 其 修 剪、冷 镶嵌、打磨和抛光后,使用2%(体积分数,下同)氢 氟酸+3% 硝 酸 +95% 水 溶 液 对 其 侵 蚀 100s,并 在 VHX-600K 型显微镜下观察焊点的显微 组 织。 使用 DHV-1000型数字式维氏显微硬度计对焊点 进行显微硬度测试,施加载荷为0.98N,作用时间 为15s。拉 伸 试 验 采 用IBTC-300 型 原 位 双 向 拉 压疲劳试验机进行,同样采用单根丝来进行测试。 最后采用 扫 描 电 镜 (SEM)观 察 试 样 的 拉 伸 断 口 形貌。
2 试验结果与分析
2.1 宏观观察
从焊接 接 头 处 取 样,选 择 形 貌 接 近 且 连 续 的 8个焊点进行宏观观察。不同焊接参数下焊点的宏 观形貌如图3所示。由图3可知:当Ib=0.6A,Ip =0.74A 时,焊点形貌主要以椭球状为主,存在部 分接近圆球状的焊点,因为Ip 与Ib 相距较小,故Ib 起到的冷却作用比较有限,金属熔化过程持续较久, 使焊 点 的 长 轴 扩 展 更 顺 利;当 Ib =0.5 A,Ip = 0.78A 时,焊点形貌以圆球状为主,此时Ip 的加热 作用与Ib 的冷却作用开始明显,Ib 的冷却作用抑 制了金属熔化,使焊点的长轴扩展被削弱;当Ib= 0.4A,Ip=0.83A 时,焊 点 形 貌 并 没 有 彻 底 呈 圆 球状,其原因可能是Ip 与Ib 相差过大,虽然Ib 可 以起到冷却的作用,但冷却的作用有限,焊点存在 部分 烧 穿 的 情 况,这 可 能 与 丝 网 的 不 平 整 性 和 TA1材料刚性差有关。TA1材料刚性差,容易在 装配时发生变形,使装配时紧贴不完全,接头间存 在缝隙,因此金属熔化时未能实现有效连接,最终 导致焊点产 生 一 侧 的 毛 边 烧 断,一 侧 的 毛 边 结 球 的情况.
2.2 金相检验
2.2.1 母材
TA1丝网母材的显微组织如图4所示,可见母 材由单一的等轴α相构成
2.2.2 焊缝中心和热影响区
不同焊接参数下焊点焊缝中心和热影响区的显 微组织如图5所示。由图 5a)~5c)可知:当Ib = 0.6A,Ip=0.74A 时,焊缝中心的晶粒呈网篮状分 布,产生这一情况的原因主要是丝的直径较小,冷却 速率快,使得形核位置及晶核数量增多,进而引起原 始晶界发生破碎,α相与 α+β晶粒呈针状交错分 布;当Ib=0.5A,Ip=0.78A 时,焊缝中心的晶粒 呈网篮 状 分 布,并 且 伴 随 着 晶 粒 的 部 分 长 大;当 Ib=0.4A,Ip=0.83A 时,焊缝中心的α相有针状 和片状两种形式,一般是因丝网在具有较高 温度区间加热,并以中等的冷却速率冷却而形 β 成 相 的 的 , 此时的 晶 粒 可 以 看 到 明 显 变 得 粗 大,此 外,在 图 5a),5c)中可见焊缝区存在明显的气孔,产生这一现 象的原因可能与保护气流量和装配有关,保护气流 量不够时容易混入空气,从而产生气孔,若装配时紧 贴不严,也容易在金属熔化过程中混入气体,从而产 生气孔。 由图5d)~5f)可知:焊点热影响区的晶粒明显 更加粗大,以片状α相为主,晶界交错重叠。
2.3 力学性能测试
2.3.1 显微硬度测试
不同焊接参数下焊点的显微硬度测试结果如图 6所示。由图6可知:不同焊接参数下,焊点硬度最 高的部位均为焊缝区,硬度最低的部位均为热影响 区靠近母材一侧,母材区硬度均约为150 HV。当 Ib=0.6A,Ip=0.74A 时,焊点热影响区的最低硬 度为134.6HV;当Ib=0.5A,Ip=0.78A 时,焊点 热影响区的最低硬度为128.7HV;当Ib=0.4A, Ip=0.83A 时,焊 点 热 影 响 区 的 最 低 硬 度 为 128.9HV。焊点热影响区有着明显粗大的晶粒,所 以其硬度比母材区低。从热影响区到焊缝区焊点的 硬度逐渐增大,因为在焊接过程中,焊缝区发生了α相向β相的同素异形转变,在焊接接头快速加热和 快速冷却的过程中,β相向α相转化,产生了针状α 相,针状α相的形成可以提高焊缝区的显微硬度[9], 所以焊缝区硬度最高。当Ib=0.5A,Ip=0.78A 时焊点 焊 缝 区 的 显 微 硬 度 达 到 了 312.1 HV;当 Ib=0.4A,Ip=0.83A 时,热输入过大,Ib 的冷却 作用有限,使得焊缝区晶粒粗大,从而导致此时焊点 的显微硬度较低。
2.3.2 拉伸性能测试
焊接接头的拉伸性能测试均采用单根丝来完 成。母材和不同焊接参数下,焊接接头的拉伸性能 测试结果如表2所示。由表2可知:相较于母材来 说,焊缝区与热影响区的抗拉强度更高,因为母材由 等轴α相组成,焊缝区主要由片状和针状α相组成, 焊接热影响区存在部分片状α相,片状显微组织有利 于提高丝网的抗拉强度;此外,不同焊接参数下焊接 接头的抗拉强度均能达到母材的90%,故采用脉冲 微束等离子弧焊可以得到接头质量较好的丝网焊件。
2.3.3 SEM 分析
不同 貌 焊接参数下焊接接头拉伸断口的 SEM 形 如图7 所示。由图 7 可 知:当Ib =0.6 A,Ip = 0.74A 时,断口处出现部分蛇形滑移现象,当韧窝 表面与主应力方向垂直时,较大的应力会导致韧窝 的自由表面产生新的滑移,初生的滑移痕迹很尖锐, 继续滑移使之平滑发展为蛇形花样,进而成为涟波、 无特征区[10] ;当Ib=0.5A,Ip=0.78A时,韧窝的大小和分布都比较均匀,此时焊接接头的力学性能 较好;当Ib=0.4A,Ip=0.83A 时,多个不同高度的 解理面相交形成了解离台阶,表明存在部分解理断 裂的情况,此时接头拉伸断裂属于混合断裂。
3 结论
(1)研究了高频脉冲微束等离子弧焊焊接 TA1 丝网工艺,随着Ip 的增加,即热输入的增加,焊点的 宏观形貌逐渐由椭球状向圆球状变化。 (2)随着热输入的增加,焊接接头焊缝区的组 织主 要 是 由 针 状 α 相 向 片 状 α 相 变 化,但 当 Ib=0.6A,Ip=0.74A 以及Ib=0.4A,Ip=0.83A 时,焊缝区均存在气孔,产生这一现象可能与保护气 流量和焊接装配过程有关。 (3)不同焊接参数下焊接接头焊缝区的显微硬 度均高于母材,焊接接头的抗拉强度也能达到母材 的90%,故高频脉冲微束等离子弧焊比较适合焊接 TA1丝网。
参考文献: [1] LIN K C,TSAI J S.Simulation of nanoparticle penetrationthrough mesh screens using a hybrid lattice-BoltzmannLagrangianmethodandcomparison withexperiments[J].Journalof AerosolScience, 2018,124:146-159. [2] CONRATH M,SMIYUKHA Y,FUHRMANN E,et al.Doubleporousscreenelementforgas-liquidphase separation[J].InternationalJournalof Multiphase Flow,2013,50:1-15. [3] VENKATESHANDG,AMREIM M,HEMEDA A A,etal.Failurepressuresanddragreductionbenefits ofsuperhydrophobic wirescreens[J].Colloidsand Surfaces A: Physicochemical and Engineering Aspects,2016,511:247-254. [4] HUANG H,LIJQ,CHEN BC,etal.Performance evaluation of a wire mesh wheel on deformable terrains[J].JournalofTerramechanics,2016,68:9- 22. [5] LIANG Z C,WANG Y F,CHEN G,et al.A mechanicalmodelfordeformableand meshpattern wheeloflunarrovingvehicle[J].AdvancesinSpace Research,2015,56(11):2515-2526. [6] 曹常印,申昱,杨枫.纯钛 TA1板材成形性能研究及 微针成形中的应用[J].塑性工程学报,2013,20(4): 75-78. [7] 丁黎光,吴德林,丁伟.激光焊接汽油机排气净化装置 的金属丝网[J].焊接技术,2008,37(5):24-26. [8] 曹建玲,韦贯举,杜红年.航天用滤网的真空电子束焊 焊接工艺研究[J].焊接技术,2012,41(5):27-30. [9] 白威,李大东,李军,等.TA1中厚板电子束焊接头组 织及力学性能[J].电焊机,2017,47(2):31-35. [10] 钟群鹏,赵子华.断口学[M].北京:高等教育出版社, 2006.
< 文章来源>材料与测试网 >
