趙 強，祝文卉，帥焱林，劉佳濤，張 利 ，王 冉，尚 震，劉 悅

（1.中國航發(fā)沈陽黎明航空發(fā)動機有限責任公司技術中心，沈陽 110043；2.沈陽航空航天大學材料科學與工程學院，沈陽 110136；3.東北大學材料各向異性與織構教育部重點實驗室，沈陽 110819）

Ti2AlNb是以有序正交結構O相作為主要構成相的金屬間化合物合金[1–3]，該合金具有較高的高溫強度和抗蠕變性能[4–5]，并且密度較低，是鎳基高溫合金的替代材料之一，在航空航天領域具有廣闊的應用前景[6–8]。

針對Ti2AlNb合金的焊接技術有電子束焊[9–10]、激光焊[11–12]、擴散焊[13–14]、線性摩擦焊[15]等。但是在工程化應用過程中，Ti2AlNb合金的連接技術仍然存在一些關鍵問題未被完全解決。張力軍[16]研究了Ti2AlNb合金釬焊焊接接頭，結果表明隨著連接溫度和時間的增加，Ti2Ni、Ti3Al和TiNi化合物增加，Ti基固溶體減少，使接頭呈現(xiàn)脆性斷裂特征，界面處出現(xiàn)裂紋，降低了接頭強度。吳愛萍等[17]采用電子束焊連接不同板厚和不同形狀Ti2AlNb合金，結果表明Ti2AlNb 合金電子束焊接接頭產生了再熱裂紋，其形成的原因主要為升溫過程中，焊縫區(qū)B2 組織轉變?yōu)镺相，晶界處形成B2+O 雙相析出層，在高的殘余拉伸應力作用下，O 相基體與雙相析出層的界面應力超過其結合強度而產生再熱裂紋。

慣性摩擦焊是一種固相焊接技術，已被廣泛應用到先進航空發(fā)動機核心轉子部件的制造中[18]。慣性摩擦焊焊縫組織為鍛造細晶組織[19–20]，相比于電子束焊焊縫的柱狀晶組織，慣性摩擦焊焊縫具有較低的裂紋敏感性，因此慣性摩擦焊技術是實現(xiàn)Ti2AlNb合金可靠連接的關鍵技術之一。國內外針對Ti2AlNb合金慣性摩擦焊已開展了一些基礎研究[21]，但是對于焊后熱處理對Ti2AlNb合金慣性摩擦焊接頭組織的影響尚未進行系統(tǒng)研究。本研究采用慣性摩擦焊連接Ti2AlNb合金，分析焊態(tài)和熱處理后焊接接頭的組織變化，重點研究不同熱處理制度對Ti2AlNb合金慣性摩擦焊接頭顯微組織的影響。

試驗及方法

試驗材料為Ti–22Al–25Nb合金，該材料母材晶粒為等軸晶，晶粒尺寸為200～400μm，母材組織主要由B2相、O相和α2相構成，如圖1所示，圖中白色組織為B2基體相，灰黑色組織為α2相，呈顆粒狀，灰色組織為O相，呈板條狀，各區(qū)域相鄰的O相板條趨于平行排列，試驗用材料由鋼鐵研究總院提供。

圖1 Ti–22Al–25Nb合金母材SEM組織Fig.1 SEM microstructure of Ti–22Al–25Nb alloy base material

采用OLYMPUS GX71金相顯微鏡（OM）、FEI Quanta 600掃描電子顯微鏡（SEM）觀察焊接接頭的微觀組織形貌，腐蝕液的成分為100 mL H2O+2mL HF+5mL HNO3。

結果與討論

1 焊接接頭形貌

圖2為無缺陷的、狀態(tài)良好的Ti–22Al–25Nb合金慣性摩擦焊接頭宏觀形貌，由圖2可見，焊縫區(qū)域在1～2mm范圍，上側飛邊（外飛邊）相對焊縫中心呈非對稱分布，飛邊連續(xù)、無中斷，左、右飛邊的結合處根部伸出母材，結合處未呈現(xiàn)深入母材內部的尖端形態(tài)。下側飛邊（內飛邊）表現(xiàn)與外飛邊類似特征。

圖2 Ti–22Al–25Nb合金焊接接頭OM宏觀形貌Fig.2 OM macroscopic morphology of Ti–22Al–25Nb alloy welded joint

2 焊接接頭熱處理前后各區(qū)域微觀組織形貌分析

原始態(tài)的焊接接頭焊合區(qū)主要由B2相和少量殘余α2相組成，O相全部溶解，如圖3所示，焊合區(qū)的晶粒呈等軸晶粒，尺寸約在30μm左右，晶界清晰，連續(xù)且平直。殘余α2相主要沿著晶界呈棒狀或顆粒狀形態(tài)分布，且數(shù)量較少，尺寸不大。

圖3 原始態(tài)焊合區(qū)微觀組織Fig.3 Microstructure of original welding zone

原始態(tài)的焊接接頭熱力影響區(qū)主要由B2相、殘余O相以及殘余α2相構成，該區(qū)域晶粒明顯變形，呈流線狀，沿著金屬流動的方向分布。熱力影響區(qū)的O相和α2相發(fā)生部分溶解，由圖4（a）可見，靠近焊合區(qū)的O相完全溶解，α2相少量殘留；由圖4（b）可見，離焊合區(qū)較遠的區(qū)域O相存在少部分殘余，α2相溶解較少。熱力影響區(qū)α2相發(fā)生明顯變形，大量的α2相被擠壓、扭曲，呈細長狀，α2相在熱力影響區(qū)的分布較母材更為密集。原始態(tài)的焊接接頭熱影響區(qū)主要由B2相、α2相以及殘余O相構成，O相發(fā)生少量溶解，α2相未發(fā)生溶解，也未發(fā)生明顯變形。

圖4 原始態(tài)熱力影響區(qū)微觀組織靠近焊合區(qū)和遠離焊合區(qū)Fig.4 Microstructure of original welding zone of thermo-mechanically affected zone close to welding zone and far away from welding zone

如圖5所示，焊接接頭經過熱處理后焊合區(qū)析出大量的細小針狀O相，雜亂分布于晶內，殘余α2相的數(shù)量和尺寸未發(fā)生變化，焊合區(qū)晶粒尺寸未發(fā)生長大；熱力影響區(qū)也析出大量細小O相，變形的α2相未發(fā)生長大或粗化；熱影響區(qū)同時也析出細小針狀O相，α2相未變化。

圖5 熱處理后焊接接頭各區(qū)域微觀組織Fig.5 Microstructure of different zones of welded joint after heat treatment

3 不同熱處理制度下焊接接頭各區(qū)域的顯微組織

3.1 焊合區(qū)顯微組織

圖6為不同熱處理制度下的焊接接頭焊合區(qū)的微觀組織。如圖6（a）和（b）所示，HT1–2相比HT1–1熱處理后，焊合區(qū)的O相尺寸和數(shù)量沒有明顯變化；由圖6（c）和（d）可見，HT2–2相比HT2–1，焊合區(qū)的O相尺寸有所長大；圖6（e）和（f）顯示，HT3–2相比HT3–1，焊合區(qū)的O相尺寸也發(fā)生了長大。由上述現(xiàn)象發(fā)現(xiàn)，當溫度處于較低溫度時，熱處理時間的長短對焊合區(qū)O相長大和粗化沒有產生顯著的影響；隨著溫度的升高，熱處理時間則會對焊合區(qū)O相的長大和粗化產生較為明顯的影響。

由圖6（a）、（c）、（e）可見，當熱處理時間較短時，隨著熱處理溫度的升高，焊合區(qū)的O相會發(fā)生長大現(xiàn)象；如圖6（b）、（d）、（f）所示，當熱處理時間變長時，隨著熱處理溫度的升高，焊合區(qū)的O相則進一步發(fā)生了明顯的長大，但是長大后O相尺寸仍然遠小于母材的O相尺寸。

圖6 不同熱處理制度下焊合區(qū)SEM組織Fig.6 SEM microstructure of welding zone with different heat treatments

綜上所述，溫度和熱處理時間共同決定了焊合區(qū)O相的數(shù)量和尺寸的變化，但是相比時間的變化，熱處理溫度的變化對O相的影響更為明顯；當熱處理溫度處于780～850℃時，焊合區(qū)O相的長大幅度較小，長大后的尺寸仍然遠小于母材的O相尺寸。

3.2 熱力影響區(qū)顯微組織

圖7為不同熱處理制度下熱力影響區(qū)的微觀組織，熱處理后熱力影響區(qū)重新析出大量O相，呈細小針狀；在焊接過程中未溶解的殘余O相熱處理后沒有發(fā)生明顯的長大和粗化，被擠壓和拉長的α2相數(shù)量和尺寸未變化。HT1–2相比HT1–1，熱力影響區(qū)的O相尺寸和數(shù)量沒有明顯變化，如圖7（a）～（b）所示；HT2–2相比HT2–1，熱力影響區(qū)的O相尺寸有所長大，如圖7（c）～（d）所示；HT3–2相比HT3–1，熱力影響區(qū)的O相尺寸發(fā)生了較為明顯長大，如圖7（e）和（f）所示。

由圖7可觀察到與焊合區(qū)相同的現(xiàn)象，當熱處理時間較短時，隨著熱處理溫度的升高，熱力影響區(qū)的O相發(fā)生不太顯著的長大；當熱處理時間變長時，隨著熱處理溫度的升高，熱力影響區(qū)的O相則發(fā)生比較明顯的長大。更高的溫度熱處理后，原來分布較為雜亂的細小針狀O相則轉變?yōu)槠叫信帕械妮^大尺寸O相。

圖7 不同熱處理制度下熱力影響區(qū)SEM組織Fig.7 SEM microstructure of thermo-mechanically affected zone with different heat treatments

3.3 熱影響區(qū)及過渡區(qū)顯微組織

熱影響區(qū)在焊接過程中僅受到焊接熱輸入的影響，O相和α2相沒有發(fā)生變形，O相受到高溫影響發(fā)生少量溶解，α2相未發(fā)生溶解，是由于α2相相變溫度高于O相，傳遞到該區(qū)域的溫度低于α2相相變溫度[24]；熱力影響區(qū)與熱影響區(qū)的過渡區(qū)域的部分O相和α2相發(fā)生了變形，但是變形的程度遠小于熱力影響區(qū)靠近焊合區(qū)的區(qū)域，過渡區(qū)域還存在一些尚未發(fā)生變形的α2相，該區(qū)域的O相較熱影響區(qū)發(fā)生溶解的數(shù)量更多。圖8為不同熱處理制度下熱影響區(qū)、以及熱力影響區(qū)與熱影響區(qū)的過渡區(qū)域微觀組織?？捎^察到，經過不同熱處理后，熱影響區(qū)析出針狀O相，隨著溫度升高，熱處理時間增長，O相發(fā)生粗化現(xiàn)象，α2相未發(fā)生變化；不同熱處理后，熱力影響區(qū)與熱影響區(qū)的過渡區(qū)域的變形α2相未發(fā)生變化，O相發(fā)生粗化和長大。

圖8 不同熱處理制度下熱影響區(qū)及過渡區(qū)SEM組織Fig.8 SEM microstructure of heat affected zone and transition zone with different heat treatments

3.4 母材顯微組織

圖9為不同熱處理制度下母材的微觀組織?？梢姡?80～850℃的熱處理，對于母材大尺寸板條O相和α2相的尺寸和數(shù)量沒有顯著的影響。當熱處理溫度較低時，在大尺寸O相之間會析出細小針狀O相；隨著熱處理溫度升高，時間延長，細小針狀O相發(fā)生粗化，轉變?yōu)槠叫信帕械妮^大尺寸O相。

圖9 不同熱處理制度下母材SEM組織Fig.9 SEM microstructure of base material with different heat treatments

結論

（1）利用慣性摩擦焊技術可獲得無缺陷、焊縫狀態(tài)良好的Ti–22Al–25Nb合金焊接接頭；母材為B2+O+α2三相組織的原始態(tài)焊接接頭焊合區(qū)主要由B2相和少量殘余α2相組成，O相全部溶解；熱力影響區(qū)主要由B2相、殘余O相以及殘余α2相構成；熱影響區(qū)主要由B2相、α2相以及殘余O相構成。

（2）溫度和熱處理時間共同決定了焊合區(qū)O相的數(shù)量和尺寸的變化，相比時間的變化，熱處理溫度的變化對O相的影響更為明顯；當熱處理溫度處于780～850℃時，焊合區(qū)O相的長大幅度較小，長大后的尺寸仍然遠小于母材的O相尺寸；熱力影響區(qū)O相呈現(xiàn)與焊合區(qū)相同的演變規(guī)律；隨著溫度升高，熱處理時間增長，熱影響區(qū)O相發(fā)生粗化現(xiàn)象，α2相未發(fā)生變化。