航空航天用Ti55高温钛合金T型接头双光束激光焊接技术研究：工艺优化、组织演变及高温力学性能

新一代战机对巡航速度、飞行高度、使用寿命以及安全性稳定性提出更高的要求，新型战机的原材料选用及零件的一体化、大型化制造工艺也面临着新的挑战[1]。使用温度为550～650℃的Ti55高温钛合金板材，不但具有传统钛合金的比强度、比刚度高及耐腐蚀等优点，而且具有良好的高温性能，因此越来越多地用于新型战机钣金类零件的制造[2-4]。受到钣金成型制造技术与设备空间的限制，大型复杂曲率的飞机零件先分割成型，再采用焊接手段完成最后的拼接。目前，常用的高温钛合金钣金零件的拼接工艺主要有氩弧焊与电子束焊接[5-6]。然而，氩弧焊接由于热输入大，焊缝熔化区与热影响区较宽，焊后焊缝的力学性能已不能满足当下的使用要求曰而电子束焊接由于需要在真空环境中焊接，对设备的空间要求较高，大型的飞机壁板电子束拼接也存在制造壁垒[7-9]。激光焊接具有高能量密度的特点，在大气环境中便可实现零件的焊接连接，提高了对大型壁板的焊接适应性。近年来一些科研人员也对高温钛合金的激光焊接开展了系列研究，并取得了一定的成果。但关于高温钛合金焊接的研究大部分仍停留在平板对接阶段，对飞机蒙皮高温钛合金壁板的内置加强筋结构激光焊接鲜有报道[10-12]。本研究以Ti55高温钛合金T型接头为研究对象，采用T型接头双激光焊接技术施焊，分析了接头的组织特征与力学性能，旨在为高温钛合金T型接头的推广应用提供参考。

1、试验材料及方法

试验材料选用厚度为1.5mm的国产Ti55高温钛合金，化学成分见表1。母材组织如图1所示。Ti55钛合金母材组织主要由α相的等轴条状及其晶间β相组成，还存在散落分布的稀土相黑色颗粒。焊接试样底板尺寸为200mm×100mm，立筋尺寸为200mm×20mm。焊前2h内将底板表面与立筋侧端面用机械打磨方式去除表面氧化层，然后将底板表面与立筋侧端面贴合修配使两者之间的间隙不大于0.1mm，最后用白布蘸丙酮擦拭，将待焊区域10mm内的油污擦拭干净。

采用两台KUKA机械手臂，机械手臂前端固定带有同轴送气保护装置的激光焊接头，保护气体为氩气，以防止焊接过程中熔池被氧化。激光发生器为两台IPG激光器，激光通过光纤传导至激光焊接头并通过同轴保护气管射出到待焊工作表面，如图2所示。

为了避免焊接时由于飞溅造成材料损失导致的咬边，采用填丝方式，焊丝为准1.2mm的TA0钛合金焊丝，化学成分见表2。焊接过程中，采用填丝在前、激光在后的焊接模式，焊接参数见表3。焊接完成后，沿T型接头横截面取金相试样和拉伸试样，之后将T型接头立筋去除后采用激光切割制取剪切试样，各试样尺寸如图3所示。拉伸试验包括室温拉伸以及550、650、750℃的高温拉伸测试，剪切试验在室温条件下进行。金相试样用水砂纸磨抛，采用专用化学试剂腐蚀后，在金相显微镜下观察其组织。

2、试验结果与讨论

2.1接头焊缝宏观形貌

图4为Ti55钛合金双激光焊接T型接头的表面形貌。可以看出接头表面成形均匀连续，一致性较好，接头表面宽度约为1.8mm。

图5为Ti55钛合金双激光焊接T型接头的截面形貌。可以看出，两侧焊道呈“V”型，以立筋中心线为轴线对称分布，且两侧焊道在立筋下部出现交集，焊道整体未出现咬边、未焊透及气孔缺陷。焊道可以分为母材区、热影响区和熔合区，其中熔合区的微观结构与母材区的明显不同。焊道整体中心熔合区的面积远大于焊道周围热影响区的面积，这主要是由于T型接头激光焊接时高度集中的激光热源能量向熔深方向的传导性强于向熔池周边的传导性，热源离开后熔池快速冷却，热量迅速散失，没有更多的热量支持熔池周边组织进行相变。

2.2接头微观组织

为了进一步分析接头组织，对Ti55钛合金T型接头的各区域组织进行观察，如图6所示，其中图6（a）为热影响区（HAZ）组织，图6（b）～（d）分别对应图6（a）中的B～D区。与母材组织相比，近母材侧热影响区组织的为晶粒细小的等轴晶，由初生的α、次生α和β相组成。这主要是由于激光焊接热源能量密度高，离焊道较远的近母材热影响区温度低于β转变温度（990℃），大量的初生α相未发生相变保留下来，而部分α相转变为β相，在冷却过程中，次生α相从β相中析出。随着距焊道中心的距离减小，晶粒尺寸逐渐增大，β相数量减少。同时还可以看出近母材热影响区域组织中夹杂有大颗粒的稀土析出物。

靠近焊缝侧的热影响区内，由于钛合金的导热率较低，且焊接时该区域温度高于β转变温度，与近母材侧热影响区相比，在高温时段的停留时间更长，α相完全转变为β相。在随后冷却过程中，α相从β相中析出，然而近α钛合金含有Al、Zr等α相稳定元素，溶质的扩散距离较短，因此，大部分β相通过扩散转变为针片状α相，而在更靠近熔合区域，冷却速率更快，导致β相转变为α'相，且弥散分布着稀土析出物。

焊缝区由针片状α相和马氏体α'相组成，两者尺寸均高于热影响区的尺寸。在焊缝冷却过程中液态金属首先发生β转变，然后以高速率冷却，β晶粒发生相变，最终形成了焊缝中的针片状α相和马氏体α'相形貌[13-14]。

2.3接头力学性能

图7为T型接头的拉伸测试结果。从图7可知，在不同温度下拉伸时，T型接头的断裂部位均在母材处，说明接头的力学性能不低于母材，随着拉伸测试环境温度的升高，接头的抗拉强度逐渐降低，而伸长率逐渐上升。室温、550、650、750℃拉伸时，接头的抗拉强度分别为1172、708、555、297MPa，接头的伸长率分别为9.72%、4.3%、27.44%、54.48%。

表4为钛合金T型接头与母材的剪切测试结果，可以看出接头的剪切性能均高于母材的。还可以看出，其中一母材的剪切断裂位置在基体处，如图8（a）所示，而其余母材与焊缝的断裂均位于有效断裂位置，即沿两缺口之间断裂，如图8（b）所示。Ti55接头的平均剪切强度为679MPa，比母材断裂在有效区域的平均值657MPa增加了3.3%。这是由于焊后T型接头虽然经过打磨去立筋，但仍有部分焊道留在底板上，组织中存在α与α'相，使接头的剪切性能略有升高。

3、结论

（1）Ti55钛合金T型接头表面成形良好，横截面没有发现焊接缺陷，且接头可以分为熔合区、热影响区与母材区三部分，且接头的熔合区宽度远大于热影响区宽度。

（2）从母材到熔合区，焊接过程中接头各区域所经历的最高温度逐渐增加，冷却速度也逐渐增加，则晶粒尺寸逐渐增大，β相逐渐减少，而针状的α相与α'相逐渐增多。

（3）随着拉伸温度的升高，T型接头抗拉强度逐渐降低，伸长率逐渐升高。接头去除立筋后的平均剪切强度比母材的平均剪切强度约高3.3%。

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（原文标题：Ti55钛合金双激光焊接T型接头组织与力学性能研究）