热输入对Ti180钛合金电子束焊接接头组织和力学性能的影响

钛合金具有密度低、比强度高、耐蚀性好、高温力学性能优异等特点，是目前新型航空发动机轻量化结构的首选材料[1−3]。采用焊接代替机械连接，不仅可以降低零件制造工艺的复杂性，还能有效实现轻量化，在航空发动机叶片、机匣等重要部件制造中有广阔的应用前景[4]。但是，焊接接头在焊接热循环条件下会发生组织转变，影响力学性能。而钛合金具有比热大、导热系数小等特点，导致钛合金焊接接头在高温段焊接热循环内停留时间较长，更易引起材料组织的变化，严重降低焊接接头的力学性能[5]。因此，钛合金接头组织调控，尤其是热影响区的组织调控，是钛合金焊接的难点。

电子束焊具有能量密度高、加热冷却速度快、热影响区小以及高真空环境等特点[6]，可以有效防止钛合金接头氧化，抑制接头组织变化，是钛合金焊接的最佳方法，但是焊接热输入对接头组织性能的影响不可避免。WANG 等[7]采用电子束焊接 10mm 厚 Ti6246 钛合金板，实现了良好的焊缝成形，但是接头热影响区出现硬度下降现象，形成软化区，不利于接头的力学性能。组织分析表明，热影响区在热循环条件下形成等轴初生α相、针状α相和残余β相组织。于冰冰等[8]研究了TC17双相钛合金电子束焊接接头的拉伸性能，发现接头拉伸强度仅为878 MPa，远低于母材1220 MPa，显微组织研究表明，焊缝区由β柱状晶组成，热影响区由等轴初生 α 相、针状 α/α'相和亚稳态 β 相组成，而焊缝区中的亚稳态β相在拉伸过程中会发生应力诱发马氏体相变，生成α″马氏体，导致接头的拉伸性能下降。而张秉刚等[9]对 TC21 钛合金电子束焊接时，实验分析表明焊缝区和热影响区中均会发生马氏体相变，会形成针状的马氏体α'相，因此，双相钛合金电子束焊焊缝区组织还存在争议。龚玉兵等[10]针对TC4钛合金电子束焊接头组织特征开展研究，发现增大焊接热输入会导致晶粒和组织粗化，易生成维氏体组织，但是可以减少组织的不均匀性，对合金性能产生影响。曹守启等[11]开展了双相钛合金Ti75激光焊接研究，发现焊接热输入量的增大会促使焊缝区马氏体组织数量增加，进而影响到合金的力学性能。此外，FANG等[12]研究发现，当热输入从 2.29 kJ/cm 增加到 3.02 kJ/cm 时，TC4 钛合金激光填丝焊接头的焊缝中心等轴晶区的平均晶粒尺寸和宽度增大，柱状晶区的晶粒角逐渐趋于垂直于焊缝，接头的抗拉强度从 924 MPa 降低到 919 MPa，但伸长率从 9.0% 减少到 7.8%。这些研究都表明，改变焊接热输入量，可以达到控制合金组织的效果。

Ti180钛合金是一种新型Ti-Al-Sn-Zr-Mo系α+β型双相钛合金，其强化机制主要为固溶强化，常用于涡扇发动机的中温部位，最高工作温度为 500~550 ℃[13−14]。目前，关于该牌号钛合金焊接性文献较少。本文开展了 7 mm 厚 Ti180 钛合金电子束焊接实验研究，并对所获得接头的微观组织和力学性能进行了分析，全面地分析了焊接接头在焊接热循环条件下的组织演化规律，研究了焊接热输入量的变化对接头组织和性能的影响。本文的工作对于α+β型双相钛合金焊接制造提供了理论依据与实践指导。

1、 实验

本实验所采用的钛合金牌号为Ti180(名义成分Ti-6Al-2Sn-4Zr-6Mo)，材料组织为锻造组织，试板尺寸为 100 mm×50 mm×7 mm，接头形式为对接。

焊接实验在 Probeam K110 型高压真空电子束焊机上进行。焊接实验前，先采用酸洗去除试板表面的氧化膜(酸洗液体积比为 V(HF)∶V(HNO3)∶V(H2O)=6 mL∶60 mL∶100 mL=6∶6∶10)；酸洗后，用无水乙醇冲洗净试板，去除酸洗液，并吹干；最后，将预处理好的试板固定到焊接夹具上，放入 ProbeamK110 型高压电子束焊机真空室进行焊接，六组焊接工艺分别为：

1) 束流16 mA+焊速19 mm/s(热输入量101 J/mm)；

2) 束流24 mA+焊速24 mm/s(热输入量120 J/mm)；

3) 束流20 mA+焊速19 mm/s(热输入量126 J/mm)；

4) 束流24 mA+焊速19 mm/s(热输入量152 J/mm)；

5) 束流28 mA+焊速19 mm/s(热输入量177 J/mm)；

6) 束流24 mA+焊速14 mm/s(热输入量206 J/mm)。

电子束焊接接头显微组织采用ZEISS光学显微镜、ZEISS扫描电镜进行观察分析，金相试样按照标准流程制备，显微组织腐蚀液采用 Kroll 试剂，腐蚀时间20 s。接头的力学性能采用拉伸性能和硬度来表征，硬度实验在ZWICH硬度计上进行，拉伸实验在ZWICK Z100 万能材料试验机上进行，拉伸试样按照GB/T 2652—2008制备。

2、 结果与分析

2.1 Ti180焊接接头典型组织特征分析

2.1.1 Ti180焊接接头宏观形貌

图 1(a)所示为热输入量为 152 J/mm 时得到的Ti180 钛合金电子束焊接接头的宏观形貌。可以看出，焊接接头具有典型的高能束焊接窄焊缝成型特征，7 mm厚焊缝上表面宽为2 mm，下表面宽为1.7 mm。图1(b)所示为Ti180电子束焊接接头中部焊缝区的整体形貌。可以看出，焊缝区由粗大的柱状树枝晶组成，由熔合线向焊缝中部生长，在焊缝中央形成交线。图 1(c)所示为接头热影响区的组织特征，可见热影响区由等轴状的双相组织组成。由于距离焊缝区位置不同，热影响区不同区域在焊接热循环过程中的最高温度、温度梯 度及冷却速度不同，导致不同区域的显微组织特征不同，具体可分为三个亚区：近熔合线热影响区(Near-FZ-HAZ)、中部热影响区(Mid-HAZ)和近母材热影响区(Near-BM-HAZ)，宽度分别为0.27 mm、0.29 mm和0.68 mm。

2.1.2 Ti180焊接接头母材区典型微观组织特征

图2(a)所示为Ti180母材区的微观组织。由图2(a)可以看到，Ti180母材区由等轴状双相组织构成，亮色区域为初生 α 相。通过图片灰度分析可以得到，母材区中 α 初生相比例为 47.8%。通过扫描电镜对金相照片中暗色区域观察可以发现，该组织由针状次生α相和β相组成。Ti180钛合金中添加的β稳定元素含量较多，因此高温β相会在室温下稳定存在，但仍会有部分β相在快速冷却过程中转变为次生的针状 α 相，导致室温条件下 Ti180 钛合金存在等轴初生α相、针状次生α相和残余β相，如图2(b)所示。这种复合组织结构有利于Ti180钛合金综合力学性能的提高[15]。

图3(a)所示为母材区EDS元素分析结果。分析表明，α相中存在Al元素的偏聚，Al元素为α稳定元素，可以通过固溶强化来提高合金强度，还有降低合金密度的功能；β相存在Mo元素偏聚，Mo元素为 β 稳定元素，Mo 与 β-Ti 可以无限固溶，但在α-Ti中的溶解度较低。元素分析还表明，Zr、Sn元素没有明显偏聚现象。Zr、Sn为中性元素，与其他合金元素相比，这两种元素在α和β相中均有较大的固溶度。以上结果表明，α相稳定元素Al和β相稳定元素 Mo 在 Ti180 钛合金中的偏聚，决定了母材在室温条件下的α+β双相组织特征，并起到固溶强化效果，保证了合金较高的力学性能。但是，焊接热循环会影响到这些元素的偏聚，改变合金的微观组织。由图 3(b)所示焊缝区的元素分布可以看出，Al、Ti、Mo 等元素在熔池中均匀分布，母材中的偏聚现象消失。由于电子束焊接过程中的冷却速度可达到1000 ℃/s以上[8]，熔池由β相区快速冷却后，会形成粗大的 β 柱状晶和细小针层状的 α'相，导致钛合金的力学性能改变(具体讨论见2.1.3节)。

2.1.3 Ti180焊接接头焊缝区典型微观组织特征

图 4 所示为 Ti180 钛合金电子束焊接接头焊缝区中部微观组织形貌。由图4可以看出，焊缝区组织由粗大的β柱状晶组成。在β柱状晶内部还存在细小的层状结构，主要是次生针状α'马氏体组成。此外，热输入的改变并未改变焊缝区的相组织形貌。电子束焊接作为一种高能束焊接方法，具有冷却速度较快的特点，有利于抑制合金元素的扩散，促使β相在快速冷却过程中形成过饱和固溶体，并通过切变方式转变为密排六方的α'相，细小针层状的 α'相会分割粗大的 β 柱状晶，大大增加相界数量，这种结构相较于母材组织，具有更高的硬度和强度。

2.1.4 Ti180焊接接头热影响区典型微观组织特征

由 2.1.1 节宏观金相分析显示，接头的热影响区由于经历不同的焊接热循环过程可以进一步细化为三个亚区：近熔合线热影响区的焊接热循环峰值温度大于(α+β)/β相转变温度；中部热影响区的峰值温度在(α+β)/β相转变温度附近；近母材热影响区的峰值温度一般在两相区温度的较低点[16]。图5(a)所示为近熔合线热影响区微观组织，可以看到该区域由等轴初生α相、次生针状α'相和残余β相组成。图像灰度分析结果显示，该区的初生α 相的占比为 37.4%，相较于母材(47.8%，见 2.1.2节)明显降低。高倍SEM像显示(见图5(d))，近熔合线热影响区中α相呈现“ghost”状[10]，具体表现为在原等轴初生α相区域内存在细小针状α'相，该组织特征有利于钛合金强度和韧性的提高[15]。刘甲等[17]分析了典型双相钛合金TC4电弧焊接头热影响区组织特征，并没有观察到“ghost”状组织，这表明电子束焊接所带来的高冷却速度是形成该组织的必要条件。此外，在 β 转变组织中的针状次生 α相完全消失、β 相界面发生移动，使得 β 相长大、合并，明显区别于母材的等轴状。这些不同于母材组织特征显示出该区域在焊接热循环过程中经历的峰值温度高于(α+β)/β相变温度。同时，由于靠近熔池，该区域在高温段停留时间长，促进初生α相转变为β相。

图 5(b)所示为 Ti180 电子束焊接接头中部热影响区微观组织金相照片。可以看到，与近熔合线热影响区微观组织相类似，该区域由等轴初生 α 相、次生针状α'相和残余β相组成，但是初生α相比例高于近熔合线热影响区，为39.1%，仍低于母材初生 α 相比例(47.8%)。高倍 SEM 观察显示(见图 5(e))，β 转变组织中的次生 α 相精细结构完全消失，形成单一的β相组织。

图5(c)所示为近母材热影响区金相组织。可以看到，该区域由初生等轴α相、残余β相和少量次生针状 α 相组成，其 α 相的比例为 45.6%。此外，该区域的初生α相和残余β相依旧保持母材中等轴晶形貌，没有出现明显的β相界面迁移、合并现象(见图 5(a)和(b))。高倍 SEM 观察结果显示(见图 5(f))，近母材热影响区初生等轴α相中没有次生针状α'相生成；此外，β 相转变组织中仅有部分次生 α相消失，转变为β相。该形貌特征表明，此区域在焊接过程中所经历的加热温度较低。

2.2 焊接热输入对接头组织特征的影响

图6所示为不同热输入下热影响区不同位置微观组织SEM像。由图6可以看到，随着热输入量的增加，热影响各亚区中α相和β相的衬度减小、初生 α 相所占比例逐渐减小(Near-FZ-HAZ: 37.4%→21.8%; Mid-HAZ: 39.1%→32.1%; Near-BM-HAZ:45.6%→39.7%)。焊接热输入的增加，导致热影响各亚区所经历的峰值温度和高温停留时间同时增加，促进了初生 α 相向 β 相的转变，并在 β 相稳定元素作用下使高温β相在冷却过程中保留下来，成为室温组织。高热输入条件下更多的 α 相回溶到 β相中，导致β相中α相稳定元素增加, 使得α相和β相的元素含量差异变小，并反映在高热输入条件下接头热影响区SEM像中α相和β相的衬度减小。而α 和 β 两相的排列方式、体积分数以及各自形状都会影响钛合金的力学性能。

2.3 焊接热输入对接头力学性能的影响

2.3.1 焊接接头硬度分布

图 7 所示为不同热输入下 Ti180 焊接接头维氏硬度分布图。由图 7 可以看出，在不同热输入下，焊缝区的硬度均为最大；随着与熔合线距离增大，热影响区的硬度逐渐减小；在热影响区中没有出现明显的软化区，热影响区的硬度高于母材区的硬度。例如，热输入量为 152 J/mm 的焊接接头，焊缝区的(平均)硬度为 418.9HV，进入热影响区后，硬度由401.0HV降低到364.6HV，高于母材区硬度341HV。 由 硬 度 曲 线 得 出 热 影 响 区 的 尺 寸 为1.2 mm。由 2.1.3 节组织分析可知，焊缝区由针状α'马氏体相和粗大的β柱状晶组成，这种组织会具有较高的硬度，但是塑性会有所下降。在近熔合线热 影 响 区 (Near-FZ-HAZ) 及 中 部 热 影 响 区 (Mid-HAZ)处，针状 α'马氏体会在初生 α 相中析出，促进上述区域保持较高的硬度；但是随着与熔合线距离的增加，针状α'马氏体数量逐渐减少、硬度逐渐降低；而近母材热影响区(Near-BM-HAZ)，没有观察到针状α'马氏体，硬度继续降低到母材的硬度。

焊接热输入对接头硬度分布有一定影响。在焊缝区，较高的热输入条件下出现焊缝区中部硬度下降现象(见图 7(d)~(f))；而在较低的热输入条件下，焊缝区中部的硬度没有明显的下降现象(见图7(a)~(c))。这种现象是由于热输入增加降低了焊接熔池冷却速度，从而不利于针状α'马氏体组织的析出行为。而在热影响区，热输入对硬度的影响不明显。

2.3.2 焊接接头拉伸性能

图 8 所示为不同热输入条件下 Ti180 焊接接头及母材的拉伸性能。结果显示，当热输入量从120 J/mm 升高到 177 J/mm 时，接头的抗拉强度由1010 MPa 增加到 1070 MPa，均高于母材的抗拉强度 (970 MPa)。 同 时 ， 伸 长 率 由 16.7% 降 低 到11.6%，低于母材的伸长率(18.5%)。120 J/mm热输入量条件下，试样的伸长率可以达到母材的伸长率(90.3%)，显示出良好的综合性能。在本工作研究中，所有拉伸样品断裂于母材位置。由 2.2.1 节可知，热输入增大会使初生α相所占比例减小、次生针状 α'相的数量和尺寸增大。初生 α 相的比例越小，残余β相基体的稳定性就越低，使得次生α'相形核长大的驱动力变大，导致接头的强度增加而塑性下降[18]，造成电子束焊接Ti180钛合金接头的伸长率要低于母材。但是本工作表明，通过热输入量的调整，可以减小焊接接头塑性下降的幅度。

图9所示为母材和焊接接头拉伸断口的形貌。由图9可以看出，断口截面上出现较深的韧窝，并且没有明显的解理台阶，说明Ti180母材和焊接接头的断裂都为塑性断裂。

3、 结论

1) Ti180钛合金电子束焊接接头焊缝区主要由β柱状晶和针状α'马氏体相组成；近熔合线热影响区和中部热影响区由“ghost”状初生等轴α相、次生针状α'相和残余β相组成；焊缝区组织由柱状β相和针状的α'马氏体相组成。

2) 焊接热输入的增加会使热影响区各亚区α相比例减小。从 120 J/mm 增加到 177 J/mm 时，近熔合线热影响区、中部热影响区和近母材热影响区中α相比例分别由37.4%减少到21.8%，由39.1%减少到32.1%，由45.6%减少到39.7%。

3) 焊接热输入的增加会导致接头的伸长率下降，但是抗拉强度仍保持较高水平。当焊接热输入从 120 J/mm 升高到 177 J/mm 时，伸长率由 16.7%降低到 11.6%，低于母材伸长率 18.5%；同时，接头抗拉强度由1010 MPa增加到1070 MPa，高于母材的抗拉强度(970 MPa)。

4) 接头硬度由焊缝区到母材区逐渐减小，没有出现明显的软化区，硬度高于母材的硬度(341HV)。热输入量的增加会导致焊缝区中部的硬度下降，但是对热影响区硬度的影响较小。

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