TC4鈦合金電子束焊接頭低周疲勞性能與斷裂行為

莊明祥，趙安安，王浩軍，李善良，龍健，張林杰

(1.中航西安飛機(jī)工業(yè)集團(tuán)股份有限公司，西安 710089；2.西安交通大學(xué)，金屬材料強(qiáng)度國家重點實驗室，西安 710049)

0 前言

鈦合金具有較高的比強(qiáng)度、高比模量、高韌性、耐腐蝕性及易加工等優(yōu)良的綜合性能。其中，TC4鈦合金在航空航天及其發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用最為廣泛[1-2]。由于航空構(gòu)件尺寸較大，整體成形非常困難，焊接成為了必不可少的連接方法。鈦合金在焊接過程中極易與空氣中的氧、氮和氫等雜質(zhì)發(fā)生反應(yīng)，使接頭嚴(yán)重脆化[3-4]。真空電子束焊接技術(shù)不僅具有能量密度高、熱輸入低、自動化程度高和工藝穩(wěn)定性好等優(yōu)點，而且焊縫窄和試板變形小[5-7]，同時，該焊接技術(shù)在真空環(huán)境下進(jìn)行焊接，可以有效避免待焊材料與環(huán)境中的雜質(zhì)發(fā)生反應(yīng)。因此，采用真空電子束焊接方法連接鈦合金具備其他焊接方法無法比擬的優(yōu)勢。

由于焊接是一個快速加熱和凝固的非平衡加工過程，因此焊接接頭的內(nèi)部組織存在著較大的非均勾性，這對接頭的力學(xué)性能造成了較大的影響[8-9]。在各種力學(xué)性能中，疲勞性能無疑是航空結(jié)構(gòu)件的一個重要的評價指標(biāo)，它關(guān)系到航空飛行器的安全和使用壽命。許多研究表明[10-12]，疲勞是引起工程結(jié)構(gòu)和構(gòu)件失效的最主要的原因。當(dāng)前針對鈦合金電子束焊接的研究國內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)開展了很多工作。

Fu等人[13]對60 mm鈦合金電子束焊接頭展開研究，觀察了焊縫的形貌和微觀組織，研究了高周疲勞性能，并討論了微孔對性能的影響，這對于制造航空零件至關(guān)重要。Li等人[14]研究了鈦合金電子束焊接頭各區(qū)域的組織對其疲勞性能的影響，采用在焊接分區(qū)、分層的研究方法，獲得了組織梯度對焊接接頭疲勞壽命尤其是疲勞裂紋擴(kuò)展速率的影響規(guī)律。Huang等人[15]從微觀組織的角度，比較了鈦合金的強(qiáng)度和塑性對接頭疲勞性能的影響，結(jié)果表明，組織特征顯著影響 Ti-55531合金的高周疲勞性能，合金強(qiáng)度對高周疲勞極限的貢獻(xiàn)大于塑性的貢獻(xiàn)，導(dǎo)致雙態(tài)比片層有更高的疲勞極限。Wykes等人[16]采用100 kW焊機(jī)實現(xiàn)了56 mm TC4試板的電子束焊接，通過X射線無損檢測并對接頭的拉伸，彎曲和疲勞性能進(jìn)行評估，發(fā)現(xiàn)電子束焊接頭性能滿足服役要求。

綜上所述，雖然對鈦合金電子束焊接頭的疲勞性能研究較多，但疲勞失效涉及循環(huán)或擾動載荷的多次作用、材料缺陷的形成與擴(kuò)展及服役環(huán)境的影響等諸多方面，問題的復(fù)雜性是顯而易見的。因此，對許多疲勞問題的深入認(rèn)識和根本解決，還有待于開展進(jìn)一步的研究工作。文中針對30 mm電子束焊接接頭開展了低周疲勞性能研究，并對其斷裂行為進(jìn)行分析。研究成果將對鈦合金電子束焊接技術(shù)在工程化的應(yīng)用提供數(shù)據(jù)支撐。

1 試驗材料及方法

圖1為30 mm厚度焊接件尺寸示意圖及接頭橫截面。該焊接件由2塊300 mm×100 mm×30 mm的試板對接焊而成，表1為材料的化學(xué)成分。由圖1b可知，焊縫上部寬度約為10 mm，中部及根部焊縫寬度約為5 mm，熱影響區(qū)寬度約為3 mm。表2是TC4鈦合金電子束焊接工藝參數(shù)，試板焊接完成后進(jìn)行去應(yīng)力退火處理，熱處理參數(shù)為加熱至600 ℃保溫2 h后空冷，試驗設(shè)備為VPS50/10真空爐，真空度≤6.7×10-2Pa。

圖1 30 mm厚度焊接件尺寸示意圖及接頭橫截面

表1 TC4鈦合金的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)

表2 TC4鈦合金電子束焊接參數(shù)

顯微組織的觀察依次在3個區(qū)域展開，分別為：BM，HAZ和WM。試驗設(shè)備為尼康倒置金相顯微鏡，型號為ECLIPSE MA200。試驗所用腐蝕劑為凱勒試劑(HF ∶HNO3∶H2O=3∶6∶91)，腐蝕時間約為15 s。

顯微維氏硬度從左側(cè)母材到右側(cè)母材，打點間隔為0.5 mm。試驗設(shè)備為HXD-1000TMC/LCD 帶圖像分析自動轉(zhuǎn)塔顯微硬度計。試驗力為1.96 N，保載時間為15 s。

低周疲勞試驗按照GB/T 15248—2008《金屬材料軸向等幅低循環(huán)疲勞試驗方法》進(jìn)行。試驗設(shè)備為INSTRON-1341。試驗條件為室溫、大氣環(huán)境。采用軸向應(yīng)變控制，范圍±0.5%～±1.2%，應(yīng)變比R=-1，波形為對稱三角波，應(yīng)變速率為0.4%/s，以最大載荷降低25%作為失效判定的標(biāo)準(zhǔn)。母材的疲勞試樣尺寸如圖2所示。圖3是電子束焊接接頭疲勞試樣尺寸。工作段由BM，HAZ和WM這3部分組成。試棒長140 mm，夾持端直徑為12 mm，工作段直徑6 mm，長度30 mm，焊縫區(qū)域位于試樣中心位置。

圖2 母材疲勞試樣尺寸

圖3 接頭疲勞試樣尺寸

選取應(yīng)變幅為± 0.6%的疲勞斷口試樣進(jìn)行觀察，觀察前先將斷口在99.7%乙醇溶液中超聲清洗30 min，清洗完迅速烘干。采用鎢燈絲掃描電鏡觀察疲勞試樣斷口，設(shè)備型號為SU3500。

析出物在焊接接頭的3個區(qū)域進(jìn)行觀察，分別為：BM,HAZ和WM。試驗設(shè)備為場發(fā)射掃描電鏡FEI Verios460。

2 試驗結(jié)果

2.1 橫截面組織形貌

圖4是30mm厚鈦合金電子束焊接接頭各區(qū)域的顯微組織形貌。焊縫晶粒較為粗大，存在大量的針狀馬氏體α’相。母材區(qū)為典型的雙態(tài)組織，主要由等軸和片狀α相和分布在晶界的β相組成。熱影響區(qū)是母材向焊縫組織轉(zhuǎn)變的中間過渡組織，主要包含α+β+α’相。圖5a和圖5b為接頭焊縫區(qū)組織，由粗大的柱狀晶組成，晶粒內(nèi)有較多的針狀馬氏體α’相。這是與電子束焊接過程快速加熱和冷卻相關(guān)。圖5c是靠近焊縫一側(cè)的熱影響區(qū)，與焊縫組織較為相似，存在較多的針狀馬氏體α’相。圖5d是中間位置的熱影響區(qū)，處于等軸α相晶界的β相逐漸轉(zhuǎn)變成針狀馬氏體α’相，基體上還出現(xiàn)了片狀的α’相。圖5e是靠近母材一側(cè)的熱影響區(qū)，等軸α相依然存在，只是邊緣逐漸模糊。圖5f是接頭的母材區(qū)，主要是由等軸、片狀α相和晶間β構(gòu)成。

圖4 接頭第一層各區(qū)域組織形貌

圖5 圖4中各區(qū)微觀形貌

2.2 接頭各區(qū)域顯微硬度

圖6鈦合金電子束焊接頭各區(qū)域的顯微維氏硬度值，母材、熱影響和焊縫的硬度平均值分別為；319 HV，336 HV和327 HV。母材和焊縫的硬度差異較小。其中，熱影響區(qū)的硬度起伏較大，靠近母材一側(cè)的熱影響區(qū)硬度相對較低，靠近焊縫區(qū)一側(cè)的硬度較高。這是由于靠近母材一側(cè)的熱影響區(qū)等軸α相較多，馬氏體針狀α’相含量較少，而靠近焊縫一側(cè)的熱影響與焊縫組織接近，含有較多的馬氏體針狀α’相，所以硬度較高，最高可達(dá)346 HV。有研究表明：針狀α’組織會明顯增大接頭的硬度[17]。

圖6 接頭各區(qū)域的顯微硬度值

2.3 母材和接頭的低周疲勞性能

圖7是鈦合金電子束焊接頭和母材應(yīng)變幅值與循環(huán)壽命的關(guān)系曲線。表3是母材和接頭在不同應(yīng)變幅下的疲勞試驗數(shù)據(jù)。由曲線圖可知：當(dāng)應(yīng)變幅值大于0.7%時，接頭的低周疲勞性能優(yōu)于母材；應(yīng)變幅值小于0.7%時，母材的低周疲勞性能優(yōu)于接頭。

表3 母材和接頭在不同應(yīng)變幅下的疲勞試驗數(shù)據(jù)

圖7 母材和鈦合金電子束焊接接頭的S-N曲線

采用Zheng-Hirt公式對母材和接頭低周疲勞試驗數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，疲勞曲線如圖8所示，獲得具有應(yīng)變疲勞極限的擬合公式，表達(dá)式如下：

Nf=94.577×(Δεt-0.49)-2

(1)

Nf=149.49×(Δεt-0.44)-2

(2)

式中：Nf為循環(huán)周次；Δεt為應(yīng)變幅。式(1)為TC4母材應(yīng)變幅與循環(huán)周次的表達(dá)式，擬合的相關(guān)系數(shù)為0.92。由式(1)可知，TC4母材的應(yīng)變疲勞極限為0.49%。式(2)為30 mm厚TC4鈦合金電子束焊接接頭應(yīng)變幅與循環(huán)周次的表達(dá)式，擬合的相關(guān)系數(shù)為0.94。由式(2)可知，TC4鈦合金電子束焊接接頭的應(yīng)變疲勞極限為0.44%。母材的低周疲勞性能稍優(yōu)于接頭。

有文獻(xiàn)研究表明：低周疲勞應(yīng)力-應(yīng)變滯回曲線所圍成的面積表示，材料在完成一個循環(huán)周次所受的循環(huán)塑性能量損耗，應(yīng)變幅越大，滯后回線所圍成的面積也越大，對材料的損耗也越大[18]。通過比較可以發(fā)現(xiàn)：母材和接頭的滯回曲線所圍成的面積大小很相似，這意味著它們在低周疲勞過程中循環(huán)塑性能量損耗是非常接近的。這也是接頭的低周疲勞性能可以與母材相媲美的重要原因。

2.4 接頭疲勞斷裂位置

圖9是TC4鈦合金電子束焊接接頭的疲勞斷裂位置。由圖可知，接頭斷裂位置在焊縫區(qū)，裂紋啟裂的位置位于焊縫的中心位置。疲勞裂紋擴(kuò)展尖端更傾向于沿著針狀馬氏體α’方向擴(kuò)展，這是因為相比于穿過針狀馬氏體α’，裂紋沿著針狀馬氏體α’方向擴(kuò)展所需要的能量較低[19]。由圖5可知，靠近焊縫區(qū)兩側(cè)的熱影響區(qū)硬度較高，焊縫區(qū)的平均硬度為327 HV，但靠近焊縫左側(cè)熱影響區(qū)的硬度為346 HV，右側(cè)為347 HV。焊縫區(qū)存在較大的硬度梯度，在疲勞試驗過程中，焊縫區(qū)必定會產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象[20]。這是接頭低周疲勞試樣斷裂在焊縫區(qū)的重要原因。

圖9 TC4鈦合金電子束焊接接頭的疲勞斷裂位置

2.5 母材和接頭疲勞斷口

圖10是TC4母材和電子束焊接接頭的疲勞斷口形貌。圖10a和圖10b分別為母材和接頭疲勞斷口的宏觀形貌，主要分為2個特征區(qū)域，圖中右側(cè)為疲勞區(qū)域，較為平整。其余為最后拉伸斷裂區(qū)域。圖10c和圖10d為母材和接頭疲勞裂紋的啟裂源，兩者的疲勞裂紋都萌生于試樣表面。其中母材呈現(xiàn)多源啟裂特征。圖10e和圖10f為母材和接頭疲勞裂紋的擴(kuò)展區(qū)域，在區(qū)域內(nèi)都發(fā)現(xiàn)明顯的疲勞輝紋，疲勞輝紋是試樣每次循環(huán)載荷留下的痕跡。當(dāng)處于循環(huán)拉應(yīng)力時，裂紋開始張開，反向加載的壓應(yīng)力會使裂紋失穩(wěn)，并在尖端形成凹槽，最后，在最大循環(huán)壓應(yīng)力作用下，形成了新的裂紋，但其長度已產(chǎn)生一個增量。如此循環(huán)，裂紋不斷向前擴(kuò)展[21]。其中，母材的輝紋間距要大于接頭。圖10g和圖10h為母材和接頭的最后拉伸斷裂區(qū)域，都發(fā)現(xiàn)大量韌窩，與接頭相比，母材韌窩比較大而且深，顯示出了良好的塑性。

2.6 接頭各區(qū)域顯微組織分析

圖11是TC4鈦合金電子束焊接接頭各區(qū)域的顯微組織形貌。圖11a為母材組織，為典型的雙態(tài)組織，主要是等軸狀的初生α相+沿α晶界分布的β相組成。圖11d母材組織的局部放大，發(fā)現(xiàn)α相不僅以等軸形式存在，還出現(xiàn)了片狀α相。圖11b為熱影響區(qū)組織，熱影響區(qū)作為母材和焊縫的過渡區(qū)域，其原始等軸α相并沒有完全相變，部分轉(zhuǎn)變成片狀α’相和馬氏體針狀α’相。圖11e為熱影響區(qū)組織的局部放大，發(fā)現(xiàn)大量片狀α’組織。圖11c為焊縫區(qū)組織，主要是晶界片狀α’相和針狀馬氏體α’相。圖11f焊縫區(qū)組織的局部放大，發(fā)現(xiàn)片狀α’相以特定方向定向排列。有文獻(xiàn)研究表明[22]，這種組織是合金在β相區(qū)加熱后未變形或變形量不大的情況下，較慢地從β相區(qū)冷卻下來形成的組織。當(dāng)合金具有這種組織時，材料的塑性和疲勞強(qiáng)度較差。具體原因還有待進(jìn)一步研究。

圖11 TC4鈦合金電子束焊接接頭各區(qū)域的顯微組織

3 結(jié)論

(1)接頭整體的低周疲勞性能稍弱于母材，接頭和母材的應(yīng)變疲勞極限分別為0.44%和0.49%。同時，接頭的疲勞斷裂位置在焊縫。

(2)接頭顯微組織存在較大的不均勻性，母材主要由等軸α組成，焊縫針狀和片狀α’相較多?？拷覆囊粋?cè)的熱影響區(qū)有較多的等軸α相，靠近焊縫一側(cè)的熱影響區(qū)片狀α’相較多。

(3)靠近焊縫兩側(cè)的熱影響區(qū)硬度較高，焊縫的平均硬度為327 HV，但靠近焊縫左側(cè)熱影響區(qū)的硬度為346 HV，右側(cè)為347 HV。

(4)觀察母材和接頭的疲勞斷口，發(fā)現(xiàn)各區(qū)域的裂紋擴(kuò)展區(qū)域均發(fā)現(xiàn)疲勞輝紋，焊縫區(qū)的輝紋間距小于母材，最后拉伸斷裂區(qū)域均出現(xiàn)韌窩。