焊后熱處理對(duì)Ti17 線(xiàn)性摩擦焊接頭組織及力學(xué)性能的影響

郭震國(guó)，馬鐵軍，李菊，李文亞，唐龍飛

（1.西北工業(yè)大學(xué) 材料學(xué)院 陜西省摩擦焊接工程技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710072；2.中國(guó)航空制造技術(shù)研究院 航空焊接與連接技術(shù)航空科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100024）

線(xiàn)性摩擦焊（Linear friction welding，LFW）能夠?qū)崿F(xiàn)復(fù)雜截面同質(zhì)及異質(zhì)材料的固相連接，是國(guó)際公認(rèn)的理想航空發(fā)動(dòng)機(jī)整體葉盤(pán)焊接制造與維修技術(shù)[1—8]。目前，線(xiàn)性摩擦焊及相關(guān)研究主要針對(duì)鈦合金整體葉盤(pán)的研制而展開(kāi)。Guo 等[9]對(duì)Ti6264 鈦合金進(jìn)行了LFW 及焊后熱處理（Post-weld heat treatment，PWHT）試驗(yàn)。對(duì)于焊態(tài)接頭，焊縫（Weld zone，WZ）析出了致密的針狀斜方α''馬氏體，使其硬度值低于母材（Base metal，BM）硬度值；熱處理后，斜方α''轉(zhuǎn)變?yōu)榱溅粒琖Z 硬度值增加，且高于BM 硬度值。李智淵等[10]研究了熱處理工藝參數(shù)對(duì) TC4/TC17 鈦合金LFW 接頭微觀組織的影響。PWHT 后，亞穩(wěn)β相分解，生成細(xì)小層片狀的α相，次生針狀α相沿初生α析出；隨著熱處理溫度升高，析出的層片狀α相及次生針狀α相長(zhǎng)大且發(fā)生偏聚現(xiàn)象。季亞娟等[11]研究了PWHT 對(duì)TC4 鈦合金LFW 接頭組織及性能的影響。PWHT 后，次生α相析出，導(dǎo)致α相體積分?jǐn)?shù)有所增加，組織發(fā)生球化現(xiàn)象；PWHT 接頭的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度較焊態(tài)高，但斷面收縮率下降；熱處理使接頭組織更加均勻，接頭殘余應(yīng)力降低。李菊等[12]和李曉紅等[13]研究了 PWHT 對(duì) Ti17(α+β)/Ti17(β)異種組織LFW 接頭疲勞性能的影響，結(jié)果表明，焊態(tài)接頭疲勞試件均斷裂于焊縫，經(jīng)PWHT 后焊縫發(fā)生β→α+β轉(zhuǎn)變，強(qiáng)度提升，接頭疲勞性能可達(dá)到與母材相當(dāng)?shù)乃健?/p>

上述研究成果表明，通過(guò)不同的熱處理工藝可使鈦合金LFW 接頭組織發(fā)生變化，達(dá)到所需要的狀態(tài)，從而提升接頭的力學(xué)性能。Ti17 鈦合金是一種富β兩相鈦合金，其強(qiáng)度高、斷裂韌性好、淬透性高且鍛造溫度范圍寬，是制造航空發(fā)動(dòng)機(jī)整體葉盤(pán)的關(guān)鍵材料。筆者在前期研究中發(fā)現(xiàn)，Ti17 雙態(tài)組織LFW 同質(zhì)接頭拉伸性能試件易斷裂于焊縫附近，因此，文中主要針對(duì)該接頭進(jìn)行不同工藝PWHT 研究，為T(mén)i17鈦合金在航空發(fā)動(dòng)機(jī)整體葉盤(pán)LFW 制造工程應(yīng)用提供試驗(yàn)及理論基礎(chǔ)。

1 試驗(yàn)材料與方法

采用的Ti17（Ti-5Al-2Sn-2Zr-4Mo-4Cr）鈦合金鍛件母材組織如圖1 所示，由等軸和長(zhǎng)條狀α及β轉(zhuǎn)組成，為典型雙態(tài)組織。等軸α尺寸為2～10 μm，長(zhǎng)條狀α長(zhǎng)度為3～8 μm，寬度約為0.5 μm。

圖1 Ti17 母材組織Fig.1 Microstructure of Ti17 BM

焊接試驗(yàn)是在西北工業(yè)大學(xué)自主研制的XMH-250 型線(xiàn)性摩擦焊設(shè)備上進(jìn)行的，選用的焊接參數(shù)如下：摩擦壓力為80 MPa，振幅為2 mm，頻率為25 Hz，焊接時(shí)間為4 s。借鑒李菊等[12]與李曉紅等[13]分別在600 ℃和630～680 ℃進(jìn)行異種組織Ti17 LFW 接頭焊后熱處理研究獲得的接頭組織變化規(guī)律，文中優(yōu)選出600～640 ℃溫度范圍，并以600，620，640 ℃（保溫3 h，隨爐冷卻）3 種熱處理工藝進(jìn)行雙態(tài)組織Ti17同質(zhì)LFW 接頭熱處理試驗(yàn)。

對(duì)焊態(tài)及3 個(gè)熱處理態(tài)接頭分別沿摩擦方向切割金相試樣，打磨拋光后用氫氟酸（5 mL）+硝酸（15 mL）+蒸餾水（35 mL）的腐蝕劑進(jìn)行腐蝕，采用奧林巴斯公司的OLYMPUS-PMG3 型光學(xué)顯微鏡及蔡司公司的Zeiss GeminiSEM 500 型場(chǎng)發(fā)射掃描電鏡對(duì)接頭的微觀組織進(jìn)行觀察；接頭按照 GB/T 228.1—2002 標(biāo)準(zhǔn)加工拉伸試樣，在美特斯公司生產(chǎn)的WE-30 型萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)上以1 mm/min 的速度進(jìn)行拉伸測(cè)試；采用恒平儀器公司的Hx-1000 型顯微硬度試驗(yàn)機(jī)測(cè)試接頭顯微硬度，載荷為1000 g，步長(zhǎng)為100 μm。

2 結(jié)果與分析

2.1 焊態(tài)接頭組織特征

接頭縱向剖面光鏡組織如圖2 所示。根據(jù)宏觀組織形態(tài)特征，將接頭分為WZ、熱力影響區(qū)（TMAZ）和BM。WZ 中，原始BM 等軸及長(zhǎng)條狀α消失，表明焊接過(guò)程 WZ 溫度超過(guò)了 Ti17 的β相變點(diǎn)（890 ℃）；TMAZ 中，晶粒沿摩擦方向拉長(zhǎng)變形。

圖2 接頭縱向剖面金相組織Fig.2 Longitudinal cross-section of the joint

2.2 熱處理對(duì)接頭組織性能的影響

2.2.1 WZ 微觀組織變化

焊態(tài)及熱處理態(tài)接頭WZ 微觀組織如圖3 所示。圖3a 為焊態(tài)WZ 微觀組織，由均勻的亞穩(wěn)態(tài)β相組成。在高溫和劇烈變形的條件下，WZ 發(fā)生了動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，可以看見(jiàn)部分β再結(jié)晶晶粒的晶界（紅色箭頭）。圖3b 為熱處理溫度為600 ℃時(shí)WZ 的微觀組織，發(fā)生了亞穩(wěn)β→α+β的轉(zhuǎn)變，形成了寬度約為0.1 μm的層片狀二次α，再結(jié)晶β晶粒的晶界變得清晰可見(jiàn)。熱處理溫度為620 ℃時(shí)，由于α穩(wěn)定元素與β穩(wěn)定元素?cái)U(kuò)散得更為充分，析出的層片狀二次α有所長(zhǎng)大，寬度增加為0.15 μm，但再結(jié)晶β晶粒的晶界被粗化的二次α遮擋。當(dāng)熱處理溫度增大至640 ℃時(shí)，層片狀二次α進(jìn)一步粗化，寬度約為0.2 μm。可見(jiàn)，隨著熱處理溫度由600 ℃→620 ℃→640 ℃，接頭WZ 內(nèi)由亞穩(wěn)β析出的二次層片α尺寸逐漸增大。

圖3 WZ 組織Fig.3 Microstructure of WZ

2.2.2 TMAZ 微觀組織變化

焊態(tài)和熱處理態(tài)接頭TMAZ 微觀組織如圖4 所示。焊態(tài)接頭TMAZ 組織在摩擦壓力及剪切力的共同作用下沿著振動(dòng)方向被拉長(zhǎng)，呈長(zhǎng)條狀；次生α相幾乎全部溶解于β基體中（見(jiàn)圖4a）。熱處理溫度為600 ℃的接頭TMAZ 微觀組織如圖4b 所示，初生α相以帶狀形式（箭頭所指）分布于β基體中，β基體中也析出了細(xì)小的層片狀二次α。熱處理溫度為620 ℃的接頭TMAZ 微觀組織如圖4c 所示，與WZ趨勢(shì)一致，層片狀二次α長(zhǎng)大粗化；與熱處理溫度為600 ℃的接頭TMAZ 相比，帶狀初生α基本消失不見(jiàn)。熱處理溫度為640 ℃的接頭TMAZ 微觀組織如圖4d所示，層片狀二次α進(jìn)一步長(zhǎng)大粗化。3 種PWHT 溫度下接頭TMAZ 均發(fā)生了再結(jié)晶，可觀察到等軸β再結(jié)晶晶粒，隨著熱處理溫度的升高，等軸β再結(jié)晶晶粒尺寸逐漸增大。

圖4 TMAZ 組織Fig.4 Microstructure of TMAZ

對(duì)于熱處理后的雙態(tài)組織Ti17 同質(zhì)LFW 接頭，WZ 及TMAZ 組織中析出了高密度的層片狀二次α相，這種組織具有較高的斷裂韌性和疲勞裂紋擴(kuò)散抗力[14]，可使接頭力學(xué)性能得到明顯提升。

2.2.3 BM 微觀組織變化

焊態(tài)和熱處理態(tài)接頭BM 微觀組織如圖5 所示。可以看出焊態(tài)和熱處理態(tài)BM 組織并無(wú)明顯差異，熱處理對(duì)BM 的α相和β相的形貌尺寸和體積分?jǐn)?shù)未造成影響，這為T(mén)i17 LFW 接頭及整體構(gòu)件良好的性能提供了保證。

圖5 BM 微觀組織Fig.5 Microstructure of BM

2.3 接頭力學(xué)性能

2.3.1 接頭顯微硬度

4 組接頭的顯微硬度測(cè)試結(jié)果如圖6 所示。焊態(tài)接頭WZ 及TMAZ 的平均硬度值明顯低于BM，這是由于α相溶解，其中WZ 發(fā)生了動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，存在明顯的細(xì)晶強(qiáng)化作用，其硬度略高于TMAZ。熱處理后接頭WZ 及TMAZ 由于層片狀二次α相的析出，硬度明顯提高。熱處理溫度由600 ℃→620 ℃→640 ℃，WZ 及TMAZ 的硬度逐漸降低，是由于二次層狀α相隨溫度的升高發(fā)生了長(zhǎng)大粗化。

圖6 接頭顯微硬度分布Fig.6 Microhardness distribution of the joints

2.3.2 接頭拉伸性能

拉伸試驗(yàn)后，拉伸斷裂試樣外觀形貌如圖7 所示，其中拉伸試樣中部黑線(xiàn)為WZ 所在位置。焊態(tài)接頭拉伸試樣全部斷裂于中部，而熱處理態(tài)接頭拉伸試樣全部斷裂于遠(yuǎn)離WZ 的BM。對(duì)焊態(tài)接頭拉伸試樣斷裂位置進(jìn)行金相觀察，發(fā)現(xiàn)該位置晶粒高度變形且呈現(xiàn)出拉長(zhǎng)變形的特征（見(jiàn)圖7a），表明焊態(tài)接頭斷裂于TMAZ。BM 含有大量細(xì)小的層片狀次生α相，這種組織對(duì)位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)具有阻礙作用。WZ 及TMAZ 中細(xì)小的層片狀次生α相溶解于β基體，對(duì)位錯(cuò)的阻礙作用降低。由于WZ 發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，形成了細(xì)小β再結(jié)晶晶粒，強(qiáng)度及塑性相對(duì)較高，因而斷裂發(fā)生于TMAZ。PWHT 后，WZ 及TMAZ 均析出了大量層片狀二次α相，提升了裂紋萌生及擴(kuò)展抗力，導(dǎo)致拉伸試樣最終斷裂于BM。

圖7 拉伸斷裂試樣外觀形貌Fig.7 Microscopy of fractured tensile specimens

拉伸試驗(yàn)結(jié)果如圖8 所示，可以看出，3 種熱處理接頭的拉伸強(qiáng)度及伸長(zhǎng)率均高于焊態(tài)接頭及許用標(biāo)準(zhǔn)（1120 MPa 及7%）[15]。熱處理溫度由600 ℃→620 ℃→640 ℃，拉伸強(qiáng)度呈降低趨勢(shì)，伸長(zhǎng)率呈升高趨勢(shì)，故不宜采用更高的熱處理溫度。

圖8 拉伸試驗(yàn)結(jié)果Fig.8 Results of tensile tests

3 結(jié)論

1）熱處理后雙態(tài)組織Ti17 LFW 接頭WZ 及TMAZ 析出高密度細(xì)小的層片狀二次α，使其顯微硬度明顯高于焊態(tài)接頭的WZ 及TMAZ。熱處理溫度由600 ℃→620 ℃→640 ℃，WZ 及TMAZ 內(nèi)層片狀二次α逐漸長(zhǎng)大粗化，導(dǎo)致顯微硬度逐漸降低。與焊態(tài)接頭BM 相比，不同熱處理溫度下接頭的BM 微觀組織及顯微硬度基本無(wú)變化。

2）拉伸試驗(yàn)結(jié)果顯示焊態(tài)接頭斷裂于TMAZ，3種熱處理溫度下的接頭均斷裂于BM，拉伸強(qiáng)度及伸長(zhǎng)率相比焊態(tài)接頭顯著提升，均高于許用標(biāo)準(zhǔn)。