熱處理對Inconel 718合金電子束焊接頭微觀組織和性能的影響

鄭欣+師玉英+陳玉寶+張偉杰

摘要：研究了“雙8時效”制度和“短時效”制度對Inconel 718高溫合金母材和焊縫區(qū)的金相組織、室溫力學(xué)性能的影響。結(jié)果表明，焊縫區(qū)為鑄造組織特征，定向生長的樹枝晶內(nèi)析出γ″ 和γ′ 強(qiáng)化相，枝晶主干細(xì)長挺直，兩側(cè)的二次枝晶以δ相為主，形態(tài)短而直。由于“短時效”熱處理的溫度偏高，使γ″ 亞穩(wěn)定相向δ穩(wěn)定相轉(zhuǎn)變，導(dǎo)致“短時效”熱處理后焊件的顯微硬度和強(qiáng)度略低于“雙8時效”熱處理試件，而斷后伸長率基本無變化。

關(guān)鍵詞：高溫合金； 電子束焊； 時效熱處理； 微觀組織；力學(xué)性能

中圖分類號： TG156

Abstract： The effects of the “twoeight aging” and “shortaging” processes on the microstructure and roomtemperature mechanical properties of Inconel 718 matrix and welding joints were studied. The casting structure morphology was obtained in the welding joints and the γ″ and γ′ reinforcing phases were precipitated in the dendrite crystals. The main dendrite was long and straight. However， the short and straight subdendrite crystals containing δ phase were precipitated on both sides of the main dendrites. The metastable γ″ phase was transformed into the stable δ phase because of the higher temperature of the “shortaging” process. As a result， the microhardness and the strength were lower than those of the “twoeight aging” process， and the elongation was not changed.

Key words： hightemperature alloy； electron beam welding； aging treatment； microstructure； mechanical properties

0前言

Inconel 718是鎳基高溫合金，具有良好的抗熱疲勞、抗氧化和冷、熱加工性能，并在650 ℃具有較高的強(qiáng)度和良好持久、疲勞性能[1-2]。被廣泛應(yīng)用于制作航空發(fā)動機(jī)的氣壓機(jī)盤、渦輪盤、機(jī)匣和葉片等高溫結(jié)構(gòu)部件。

Inconel 718高溫合金的熱處理方式主要由固溶處理和時效處理兩部分組成。經(jīng)固溶時效處理后析出體心立方γ″ 和面心立方γ′沉淀強(qiáng)化相。其中亞穩(wěn)相γ″（Ni3Nb）是主要強(qiáng)化相，γ′為輔助強(qiáng)化相（Ni3AlTi）。另外，δ相（Ni3Nb）為γ″相的平衡穩(wěn)定相，在一定條件下γ″會轉(zhuǎn)變?yōu)棣南?。采用不同的熱處理工藝可使合金獲得不同的組織結(jié)構(gòu)，且合金中γ′，γ″和δ相具有不同的形態(tài)和體積分?jǐn)?shù)[3-4]。因此使合金呈現(xiàn)不同的力學(xué)和蠕變性能等。目前，對該合金的時效研究主要為標(biāo)準(zhǔn)的“雙8時效”制度[5]，而且多集中于對母材的熱處理相變和組織性能研究[6-8]，對焊縫的時效組織變化規(guī)律研究很少。最近，美國通用電氣公司在某份研究報告中針對Inconel 718高溫合金提出了“短時效”的熱處理制度[9]，因此采用兩種時效制度進(jìn)行對比研究，分析其對焊縫和母材的微觀組織、相組成和顯微硬度的影響規(guī)律，為Inconel 718產(chǎn)品焊后熱處理提供依據(jù)。

1試驗(yàn)材料及工藝

Inconel 718 合金鑄錠經(jīng)開坯、鍛造成420 mm×200 mm的鍛件。鑄錠的高溫?cái)U(kuò)散退火工藝為：1 160 ℃/24 h+1 190 ℃/72 h。鍛件采用真空感應(yīng)+真空自耗的雙聯(lián)冶煉工藝，再經(jīng)等溫鍛造而成。初鍛溫度為1 100 ℃，終鍛溫度為950 ℃。合金的化學(xué)成分如表1所示。

采用線切割工藝從420 mm×200 mm的合金鍛件上直接切取若干規(guī)格為150 mm×80 mm×4 mm試件用于電子束焊接試驗(yàn)。電子束焊接設(shè)備為K49G150CNC型高真空電子束焊機(jī)，焊接前試件裝夾結(jié)構(gòu)如圖1所示。焊接參數(shù)如表2所示。

焊接完成的試件分別采用兩種時效處理方案：

（1）“雙8時效”制度：720 ℃±6 ℃并保溫8 h，以（45～65）℃/h冷卻速度到620 ℃，并在620 ℃±6 ℃保

溫8 h后空冷。

（2）“短時效”制度：真空加熱到760 ℃±14 ℃并保溫5 h，爐冷至649 ℃，在649 ℃±14 ℃保溫1 h，空冷至427 ℃以下。

采用上述制度處理的時效試樣經(jīng)研磨拋光，沿焊縫兩側(cè)對稱測量顯微硬度。然后腐蝕試樣在金相顯微鏡下觀察，腐蝕劑為：80%HCl+13%HF+7%HNO3。

電子束焊完成后，沿著垂直焊縫方向?qū)鍫钤嚰谐梢?guī)格為120 mm×32 mm×4 mm的若干試樣條，并按ASTM E8/E8M—2015a標(biāo)準(zhǔn)加工性能試樣，進(jìn)行室溫力學(xué)性能檢測。

2試驗(yàn)結(jié)果

2.1兩種時效熱處理的母材金相組織

Inconel 718合金經(jīng)兩種時效熱處理后的低倍組織如圖2所示。熱處理前后的基體晶粒尺寸接近且比較均勻，為10～20 μm。采用“雙8時效”和“短時效”熱處理后的晶界平直。從圖2b和圖2c發(fā)現(xiàn)兩種時效處理后的晶內(nèi)都有細(xì)小的粒狀和針狀晶體析出。

2.2兩種時效熱處理工藝的焊接區(qū)微觀組織

經(jīng)過兩種不同時效熱處理后，Inconel 718合金試件電子束焊縫、熱影響區(qū)附近的低倍組織照片如圖3和4所示。從圖3和圖4顯微組織照片發(fā)現(xiàn)，采用“雙8時效”和“短時效”熱處理后，熔合線附近晶體為短小的胞狀枝晶（圖3（Ⅱ）和圖4（Ⅱ）區(qū)），整個焊縫中心區(qū)都呈現(xiàn)清晰的定向生長的樹枝晶，主干細(xì)長而挺直，二次枝晶短而直，樹枝晶的生長方向與焊縫中心的溫度梯度垂直，一直生長到焊縫中心處相交，沒有等軸晶出現(xiàn)。而且，兩種時效熱處理后的焊縫上表面和下表面的枝晶相比，焊縫上半部分的枝晶都更加細(xì)長。

圖4采用“短時效”制度處理后焊縫的微觀組織照片干兩側(cè)沿垂直枝晶中軸線方向析出短而直的二次晶。而且，“短時效”熱處理后樹枝晶和二次晶生長比較粗大，呈現(xiàn)魚骨狀結(jié)構(gòu)。

2.3兩種時效制度熱處理焊接接頭的力學(xué)性能

2.3.1時效熱處理后的室溫力學(xué)性能

表3中列出了兩種時效熱處理后焊接試件的室溫力學(xué)性能?！岸虝r效”熱處理的焊接試樣強(qiáng)度略低于“雙8時效”的焊接試樣強(qiáng)度。兩種熱處理后的延伸率基本沒有明顯變化。

2.3.2時效熱處理后的顯微硬度

顯微硬度是一種壓入硬度，反映被測物體對抗硬物體壓入的能力。在進(jìn)行相分析過程中，通過測量顯微硬度來確定所觀察組織的種類和性質(zhì)。在電子束焊

接過程中，焊縫金屬經(jīng)歷快速熔化和凝固過程，為鑄造組織狀態(tài)。遠(yuǎn)離焊縫的金屬母材保持原有組織狀態(tài)不變，而靠近焊縫附近一定范圍的金屬受到焊縫處熱量輸入的影響，經(jīng)歷一個固態(tài)相變過程。雖然相變區(qū)內(nèi)組織形貌沒有明顯變化，但是由于相變導(dǎo)致晶界已經(jīng)出現(xiàn)較大間隙，對抗壓入的能力減弱，反映為顯微硬度下降。因此焊縫兩側(cè)顯微硬度變化，可以判斷出熱影響區(qū)的大小。熱影響區(qū)都是焊接接頭內(nèi)性能薄弱處，因此熱影響區(qū)大小對焊接接頭設(shè)計(jì)有重要意義。

Inconel 718高溫合金電子束焊接頭顯微硬度的測量方法為，從焊縫中心到兩側(cè)間隔一定距離對稱打點(diǎn)檢測，直到硬度值基本無變化。圖6分別是兩種時效熱處理前后接頭兩側(cè)顯微硬度的變化趨勢曲線。

從圖6a可以發(fā)現(xiàn)未進(jìn)行熱處理的顯微硬度從焊縫到母材逐漸增加。焊縫區(qū)的硬度最低為280 MPa左右，母材處的硬度最高為380～400 MPa。在焊縫和母材的中間存在一個約為1 mm的硬度逐漸升高區(qū)域。說明熱影響區(qū)寬度約為1 mm。經(jīng)過兩種時效熱處理后，焊縫到母材的顯微硬度均勻一致，基本保持在450～480 MPa左右，采用“雙8時效”熱處理接頭顯微硬度比“短時效”熱處理后的硬度略高20 MPa左右。

3分析與討論

通過上述試驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn)，不論是采用“雙8時效”制度還是“短時效”熱處理工藝處理，Inconel 718合金母材中γ基體相中析出較多針狀和粒狀晶體，多分布在晶界附近。這些針狀相是富含Ni、Nb、Cr和Fe等元素的δ相[10]。在高溫時效過程中，Nb原子發(fā)生擴(kuò)散并重新分布，促使γ″（Ni3Nb）相依附于γ′相形核析出并長大。隨著時間延長，γ″相數(shù)量逐漸增加，γ″（Ni3Nb）轉(zhuǎn)變?yōu)棣模∟i3Nb）相，δ相起始于晶界，相互平行，并長大成粒狀和針狀形貌。

在進(jìn)行電子束焊接時，熱源集中，焊縫金屬經(jīng)歷快速熔化和快速凝固過程，冷卻速度大，因此焊縫區(qū)出現(xiàn)鑄態(tài)組織特征，晶體為定向生長的枝晶形態(tài)[10]。從圖3和圖4中可以看出，采用不同的時效熱處理工藝，接頭處熔池開始凝固時，

都是在熔池邊緣的溫度梯度最大，同時此處為晶體形核提供了大量形核位，形核密度大，因此晶體生長速率小，從而形成胞狀樹枝晶。從熔池邊緣到中心的晶體形貌均為細(xì)長的樹枝晶與短而直的二次晶。這是由于從熔池邊緣到中心的溫度梯度逐漸減小，生長速度加快，形成方向性明顯的樹枝晶。隨著樹枝晶的生長析出，枝晶間的溶質(zhì)濃度增高，成分過冷逐漸增加，故在樹枝晶上橫向析出二次枝晶。由于熔池的冷卻速度較快，二次枝晶只能生長較短距離，最終形成主干細(xì)而長，橫向二次晶短而直的微觀組織形貌。

圖3a和圖4a呈現(xiàn)的金相組織顯示焊縫上半部分的枝晶相對焊縫下部的生長更加充分，且呈細(xì)長的晶體形貌。這是由于電子束焊是高能量密度的焊接方法，可使被焊金屬迅速熔化和蒸發(fā)形成焊縫。因此焊縫上部的金屬熔化并伴隨著液態(tài)金屬的蒸發(fā)，導(dǎo)致焊縫上半部分的合金元素?zé)龘p相對較多。而下半部分焊縫在上部金屬蒸氣的反作用下，金屬被排開，同時合金元素?zé)龘p蒸發(fā)受到一定抑制，有益合金元素Ti、Mo等燒損相對較少，細(xì)化晶粒作用加強(qiáng)，因此焊縫下部的晶粒相對細(xì)小。

圖5可以說明，熔池冷卻期間，枝晶兩側(cè)Cr和Fe元素富集。而δ相是富含Ni、Cr、Fe等元素的析出相，因此時效處理時促使δ相沿特定方向擇優(yōu)生長成針狀形態(tài)。“短時效”熱處理溫度為760 ℃高于“雙8時效”處理的720 ℃，從晶體動力學(xué)角度有利于晶體析出和長大，因此焊縫內(nèi)樹枝晶和二次晶體比“雙8時效”后焊縫區(qū)晶體更加粗大。

焊縫區(qū)金屬經(jīng)歷電子束焊接重新熔化，超過其固溶溫度（960 ℃），母材中原有的強(qiáng)化相γ″、γ′重新溶入γ奧氏體組織中，導(dǎo)致焊縫區(qū)的硬度最低。在近縫區(qū)固態(tài)金屬受焊縫熱量影響發(fā)生相變，晶界出現(xiàn)增寬和松動，遠(yuǎn)離焊縫區(qū)影響逐漸減小。因此從焊縫到母材，顯微硬度逐漸增加。經(jīng)過時效熱處理后，強(qiáng)化相在焊縫和熱影響區(qū)都均勻析出，因而顯微硬度與母材一致。

“短時效”的溫度為760 ℃，有利于Al、Ti、Mo、Nb合金元素的析出，因而γ′（Ni3AlTi）和γ″（Ni3Nb）強(qiáng)化相析出能力提高。但γ″是亞穩(wěn)定相，在高溫下容易轉(zhuǎn)變?yōu)棣南?，從γ″相（Ni3Nb）到穩(wěn)定的δ相（Ni3Nb）為體心立方結(jié)構(gòu)到正交結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)變，隨著δ相長大，與基體失去共格界面，其晶格畸變強(qiáng)化作用減弱。另外，由于“短時效”的溫度比“雙8時效”溫度偏高，從γ″相轉(zhuǎn)變?yōu)棣南嗟木Ц駝輭拘?，故δ相的?shù)量相對增加，過多的δ相會消耗大量固溶強(qiáng)化元素，削弱了基體強(qiáng)度，導(dǎo)致試件的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度呈現(xiàn)下降趨勢，這與顯微硬度的變化規(guī)律是一致的。

4結(jié)論

（1）兩種時效熱處理后，母材基體中析出較多針狀和粒狀δ相，相互平行，并長大成粒狀和針狀形貌。

（2）Inconel 718合金電子束焊縫為鑄造組織特征，枝晶主干細(xì)長挺直。由于枝晶間的Cr、Fe元素出現(xiàn)成分過冷，導(dǎo)致二次晶為擇優(yōu)生長的δ析出相。

（3）由于“短時效”熱處理的溫度偏高，有利于γ″亞穩(wěn)定相向δ穩(wěn)定相轉(zhuǎn)變。隨著δ相數(shù)量增加和長大，共格界面消失，其晶格畸變強(qiáng)化作用減弱。同時，過多的δ相會消耗大量固溶強(qiáng)化元素，削弱了基體強(qiáng)度，導(dǎo)致焊件的抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度性能和顯微硬度均呈現(xiàn)下降趨勢。斷面伸長率基本無變化。

參考文獻(xiàn)

[1]Chen W， Chaturvedi M C. The effect of grain boundary precipitations on the creep behavior of Inconel 718[J].Materials Science Engineering A， 1994， 183（1-2）：81-89.

＼[2＼]Qi H， Azer M， Ritter A. Studies of standard heat treatment effects on microstructure and mechanical properties of laser net shape manufactured Inconel 718 [J]. Metallurgical and Materials Transactions A-physical Metallurgy and Materials Science， 2009， 40A （10）：2410-2422.

＼[3＼]Davis J. Tool materials [M].New York：Materials Park： ASM International， 1995：236-240.

＼[4＼]劉東， 羅子健. 通過控制δ相以優(yōu)化Inconel 718合金鍛件的組織和性能[J]. 稀有金屬，2005， 29（3）：152-155.

＼[5＼]田素貴， 王欣， 謝君， 等. GH4169G合金熱處理期間的相變特征和機(jī)理分析[J]. 金屬學(xué)報， 2013， 49（7）：845-852.

＼[6＼]袁兆靜， 劉勁松， 張士宏. GH4169合金δ相的析出動力學(xué)研究[J]. 沈陽理工大學(xué)學(xué)報， 2010， 29（2）：23-29.

＼[7＼]孔永華， 李龍， 陳國勝， 等. 不同熱處理工藝對GH4169合金組織及性能的影響[J]. 稀有金屬材料與工程， 2010， 39（1）：472-475.

＼[8＼]葛峰， 張玉碧， 王春光， 等. 熱處理對Inconel 718合金組件與性能影響的研究進(jìn)展[J]. 熱加工工藝， 2013， 12（2）：12-18.

＼[9＼]Schafrik R， Ward D， Groh J. Application of alloy 718 in GE aircraft engines： past， present， and next five years. LORIA E A. Superalloys 718， 625， 706 and Various Derivatives [C]. Warrendale： The Minerals， Metals & Materials Society， 2001： 1-11.

＼[10＼]李亞江，王娟. 特種焊接技術(shù)及應(yīng)用[M]. 北京： 化學(xué)工業(yè)出版社， 2011： 63-65.

收稿日期： 2016-11-28

鄭欣簡介： 1976年出生，博士研究生，高級工程師；主要從事金屬材料焊接技術(shù)工作