活性焊劑和熱處理對TC17鈦合金TIG焊接頭組織和性能的影響分析

中航工業(yè)北京航空制造工程研究所航空焊接與連接技術(shù)航空科技重點實驗室 萬曉慧 李冬杰 郭德倫 李曉紅

TC17合金是一種富β穩(wěn)定元素的α+β型兩相鈦合金，其名義成分為Ti-5A l-2Sn-2Zr-4Mo-4Cr。該合金強度高、斷裂韌性好、淬透性高和鍛造溫度范圍寬，能夠滿足損傷容限設(shè)計的需要和高結(jié)構(gòu)效益、高可靠性及低制造成本的要求，因而被廣泛用來制造航空部件，如發(fā)動機風(fēng)扇、壓氣機盤件和大截面的鍛件[1-2]。TC17鈦合金的連接可選用大部分的焊接方法，目前航空用TC17鈦合金構(gòu)件的連接多選用摩擦焊接的方法[3-4]。

鎢極氬弧焊（TIG）可以焊接大多數(shù)的金屬和合金，是航空工業(yè)中的一種主要焊接方法，可用于不銹鋼、高溫合金、鋁合金、鎂合金、銅合金及鈦合金等薄壁構(gòu)件的焊接及各種結(jié)構(gòu)的修復(fù)。

本文針對TC17鈦合金進行TIG焊接工藝試驗，研究焊前涂覆活性劑、焊后熱處理對焊接接頭的組織和性能的影響。

1 試驗材料與方法

圖1 TC17鈦合金母材微觀組織Fig.1 Microstructure of TC17 titanium Alloy base metal

試驗用TC17鈦合金為α+β態(tài)鍛件，母材金相照片如圖1所示，母材組織為初生α相（圖1中白色塊狀組織）+β轉(zhuǎn)變組織（圖1中灰色組織，由層片狀次生α相+保留β相組成），母材強度1200MPa，延伸率13%。將原始鍛件加工成厚度2mm的焊接試件。活性焊劑選用FT-01[5]，使用前對活性焊劑進行烘干處理。焊接采用平板對接焊，焊前不開坡口，焊絲選用直徑為1.3mm的TC17同質(zhì)焊絲。

焊接準備時將試件待焊端面用金屬清洗劑去除表面油污，將試件和焊絲放入HF和HNO3混合酸液中，浸蝕3min后取出，用冷水沖洗并在烘箱中烘干試件及焊絲，120h內(nèi)完成焊接。焊前用無水乙醇擦拭試件焊接區(qū)表面。表1所示為試驗4組工藝參數(shù)，焊接方法為脈沖TIG焊，脈沖頻率f=8Hz，占空比50%。

表1 試驗工藝參數(shù)

焊后對焊接試板進行X射線無損檢驗，焊縫內(nèi)部質(zhì)量均符合航空標準I級要求。焊后對焊接接頭進行熱處理，熱處理工藝為：升溫至630℃，保溫1.5h，隨爐冷卻。將4種工藝得到的試板加工成拉伸試樣，試樣示意圖如圖2所示。對焊縫進行切割、研磨、拋光、柯爾試劑（100m L H2O+2m L HF+5m L HNO3）腐蝕以進行金相觀察，并對焊縫不同區(qū)域進行硬度測試。利用掃描電鏡（SEM）進行接頭微觀組織、拉伸斷口觀察和接頭局部成分分析。

圖2 拉伸試樣示意圖（mm）Fig.2 Diagram of tensile Sample（mm）

2 試驗結(jié)果與分析

圖3為1號試驗（圖3（a））和2號試驗（圖3（b））焊后焊縫形貌宏觀照片。由圖3可以看出，未添加活性劑時，焊縫表面較寬，焊縫深寬比（深度/寬度）為0.13，如圖3（a）所示；添加活性劑時，焊縫表面寬度較窄，焊縫深寬比為0.25，如圖3（b）所示。由表1可知，添加活性劑時基值電流和峰值電流都有所降低，結(jié)合圖3可以看出，添加活性劑時，焊接能量的利用率明顯提高。

鈦合金的TIG焊接容易產(chǎn)生氣孔缺陷[6]，焊接試板在進行X射線檢測時，較小的氣孔不能被檢測出來，但可以通過金相法觀察氣孔的位置和數(shù)量。圖3中紅圈位置為焊接接頭的氣孔，氣孔位置全部在焊縫靠近熔合線的位置，可以看出，焊前涂覆活性劑后，氣孔數(shù)量減少。

TIG焊接容易造成熱影響區(qū)晶粒粗化，對焊接接頭性能產(chǎn)生不利影響[7]。由圖3（a）可以看出，未添加活性劑時，焊接接頭熱影響區(qū)晶粒粗化傾向明顯，且焊接接頭底部熱影響區(qū)寬度較大，上部熱影響區(qū)寬度較小，熱影響區(qū)存在明顯的組織不均勻性。由圖3（b）可以看出，添加活性劑時，焊接接頭熱影響區(qū)具有一定的粗化傾向，熱影響區(qū)寬度均勻，且寬度比未添加活性劑時明顯減小。未添加活性劑時，焊縫柱狀晶形貌不明顯；添加活性劑時，焊縫柱狀晶由熔合線向焊縫中心垂直生長，如圖3（b）箭頭位置所示。

圖3 焊接接頭宏觀形貌Fig.3 Morphology of weld joints

活性劑能夠有效改善熔池對流形式，使焊接熱輸入更多地由熔池表面向熔池底部傳輸，減少了電弧熱量由熔池中心向邊緣的傳輸，形成具有較大深寬比的焊縫形貌，同時降低了熱輸入，減小了熱影響區(qū)的晶粒粗化趨勢。此外，熔池對流的加強，有利于熔池內(nèi)氣體的溢出，使得焊后焊縫內(nèi)氣孔減少。未添加活性劑時，上寬下窄的熔池形貌導(dǎo)致焊接熱輸入的一部分被下部的熱影響區(qū)吸收，導(dǎo)致晶粒長大，母材對焊縫的冷卻作用減?。惶砑踊钚詣r，焊縫上下寬度相同，熱影響區(qū)粗化傾向不明顯，母材對熔池液態(tài)金屬冷卻作用加強，焊縫柱狀晶生長充分，焊后可明顯觀察到垂直于熔合線生長的柱狀晶。

表2為拉伸性能試驗結(jié)果，同時給出了拉伸斷裂位置。未添加活性劑時，熱處理后焊接接頭強度接近于母材，延伸率較母材有明顯的降低；添加活性劑時，熱處理后焊接接頭強度接近于母材的90%，延伸率有較大提高，且斷裂位置在母材處，顯示出焊縫有良好的焊接強度。

表2 拉伸試驗結(jié)果

圖4 拉伸斷口形貌Fig.4 Fracture morphology of the tensile Samples

圖4所示為4組試驗后的拉伸斷口形貌。圖4（a）所示為焊接過程未使用活性劑，焊后未進行熱處理的焊接接頭拉伸斷口形貌。由圖4（a）可以看出，斷口有明顯的氣孔形貌（圖4（a）中圓形孔洞），氣孔直徑為200μm，X射線探傷難以檢測出來。結(jié)合圖3（a）焊縫氣孔分布可知，未熱處理的焊接接頭拉伸過程沿熔合線附近氣孔分布集中的位置斷裂，斷口形貌呈明顯的起伏形貌，如圖4（a）所示。圖4（b）所示為焊接過程使用活性劑，但焊后未進行熱處理的焊接接頭拉伸斷口形貌，斷裂位置為焊縫，斷口為典型的沿晶斷裂形貌，柱狀晶的形貌保留完整。圖4（c）所示為焊接過程未使用活性劑，焊后進行熱處理的焊接接頭拉伸斷口形貌，斷裂位置為熱影響區(qū)和母材交界的位置，斷口上方呈現(xiàn)焊縫晶粒粗大的特征，且自上而下呈現(xiàn)由焊縫區(qū)晶粒尺寸過渡到母材晶粒尺寸的特征，結(jié)合圖3（a）焊接接頭形貌，斷裂位置為焊縫邊緣位置，裂紋沿焊縫-熱影響區(qū)-母材擴展。圖4（d）所示為焊接過程使用活性劑，焊后進行熱處理的焊接接頭拉伸斷口形貌，斷裂位置為母材，呈明顯的韌性斷裂特征。

表3所示為焊接接頭硬度測試的結(jié)果?？梢钥闯?，母材在熱處理前后硬度無明顯變化，活性劑的添加對焊縫硬度無明顯影響，而熱處理后焊接接頭硬度顯著提高。對比表2可知，熱處理后焊接接頭強度顯著提高。

圖5所示為熱處理前后焊縫形貌的掃描電鏡照片。由圖5（b）可以看出，熱處理后焊縫晶界的抗腐蝕性能下降，經(jīng)柯爾試劑腐蝕后晶界凹陷，晶粒內(nèi)也有較深的腐蝕痕跡。利用掃描電鏡對熱處理前后晶界、晶粒內(nèi)部元素進行分析，分析結(jié)果如表4所示。

由表4可知，熱處理前后晶界、晶粒內(nèi)部的Al、Cr、Mo元素變化不大；熱處理后，晶粒內(nèi)部的Sn、Zr元素含量略有增加。Sn、Zr屬于中性元素，在α-Ti和β-Ti中都有較大的溶解度，能夠顯著強化鈦合金[8]。熱處理過程使Sn、Zr元素由焊縫的晶界位置向晶粒內(nèi)擴散，對焊縫起到固溶強化的作用。因此，熱處理后焊縫硬度升高，強度增加。

表3 焊接接頭硬度（HV）測試結(jié)果

表4 熱處理前后焊縫元素分析%

圖5 焊縫形貌掃描電鏡照片F(xiàn)ig.5 SEM pictures of weld joint morpholgy

熱處理可以顯著強化焊接接頭，使得熱處理后接頭的拉伸斷裂模式發(fā)生改變。一方面，沒有使用活性劑的焊接接頭，裂紋在容易產(chǎn)生氣孔的焊縫邊緣萌生，由于焊縫得到強化，裂紋垂直于拉伸應(yīng)力擴展并直至斷裂，與熱處理前的焊接接頭斷裂模式有所區(qū)別。另一方面，使用活性劑的焊接接頭，在未進行熱處理時，焊接接頭粗大的柱狀晶是薄弱部位，裂紋沿柱狀晶晶界擴展；熱處理后，拉伸斷裂發(fā)生在母材位置，顯示接頭強度顯著增加。

3 結(jié)論

（1）活性劑能夠有效降低焊接熱輸入，減小熱影響區(qū)的晶粒粗化趨勢，并形成較大深寬比的焊縫形貌?；钚詣┑奶砑樱欣谌鄢貎?nèi)氣體的溢出，使得焊后焊縫內(nèi)氣孔減少。

（2）熱處理可以使Sn、Zr元素由焊縫的晶界位置向晶粒內(nèi)擴散，對焊縫位置起到固溶強化的作用，熱處理后焊接接頭硬度、強度顯著提高。

（3）針對TC17板材對接焊，焊前涂覆活性劑和焊后熱處理的聯(lián)合應(yīng)用可以獲得良好的接頭組織和性能。

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