鈦合金因其密度小、比強(qiáng)度高、熱穩(wěn)定性能好等優(yōu)異的綜合性能成為航空發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)件、飛行器整體葉盤、葉輪、骨架、起落架等飛機(jī)結(jié)構(gòu)部件的主選材料。此外，它還廣泛應(yīng)用于生物醫(yī)學(xué)、原子核、石油化工、海洋、醫(yī)療等領(lǐng)域。鈦合金通?？梢苑譃棣列?、α+β型和β型鈦合金。β型鈦合金按照鉬當(dāng)量(Moeq)和亞穩(wěn)態(tài)相組成分為3類：穩(wěn)定β型鈦合金、亞穩(wěn)定β型鈦合金和近β型鈦合金。合金鉬當(dāng)量大于25%時(shí)，合金沒有熱處理效應(yīng)，屬于穩(wěn)定β型鈦合金；合金鉬當(dāng)量在13.8%~25%時(shí)，合金為亞穩(wěn)定β型鈦合金，亞穩(wěn)定β型鈦合金從β相區(qū)固溶處理后快速冷卻可以得到亞穩(wěn)β相；鉬當(dāng)量在8.5%~10.8%時(shí)，合金為近β型鈦合金。高強(qiáng)度亞穩(wěn)態(tài)β型鈦合金憑借良好的力學(xué)性能與優(yōu)異的熱處理工藝性，在航空航天工業(yè)被廣泛用作結(jié)構(gòu)零件。Ti–3773屬于這類亞穩(wěn)態(tài)β型鈦合金。

針對鈦合金優(yōu)良的耐腐蝕性能，陳躍良等研究了不同濃度NaCl溶液下典型鋁/鈦合金電偶腐蝕當(dāng)量折算關(guān)系。趙平平等研究了TC4鈦合金的電化學(xué)腐蝕行為。彭文山等研究了TA2純鈦在流動海水中的腐蝕性能。顯然，對新型亞穩(wěn)態(tài)β型鈦合金Ti–3773腐蝕性能進(jìn)行深入研究也是必要的。

焊接是鈦合金零部件生產(chǎn)過程中的一個關(guān)鍵技術(shù)。在所有的焊接方法里，激光焊接具有能量密度高，熱影響區(qū)小，焊接速度快以及自動化潛力高等優(yōu)點(diǎn)。學(xué)者們圍繞焊接工藝對激光焊接質(zhì)量的影響展開探討。針對鈦合金激光自熔焊，研究人員也在不斷探索其工藝特性以及自熔焊后的組織性能。目前，對新型亞穩(wěn)態(tài)β型鈦合金，尤其是對Ti–3773合金激光焊接接頭的相關(guān)研究仍處于空白，關(guān)于該合金焊接接頭力學(xué)性能與腐蝕性能的研究工作仍需進(jìn)一步開展。

針對新型Ti–3773合金，本文采用激光自熔焊接試驗(yàn)，利用XRD衍射分析儀、光鏡與電鏡對其焊接接頭組織進(jìn)行觀察，并使用硬度計(jì)、萬能拉伸試驗(yàn)機(jī)測試了其硬度與力學(xué)性能，最后在3.5%NaCl溶液中進(jìn)行了極化曲線測定，對其腐蝕性能進(jìn)行了研究。

1、試驗(yàn)及方法

1.1試驗(yàn)材料與激光焊接試驗(yàn)

采用真空自耗電弧爐熔煉出Ti–3773合金錠作為試驗(yàn)材料，化學(xué)成分見表1。將鈦錠經(jīng)過1050℃保溫5h后開始鍛造，終鍛溫度為900℃，最終得到厚60mm的板材。

表1Ti–3773合金的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))%

鍛造板材經(jīng)電火花線切割獲得50mm×40mm×3mm的試樣。使用RFL–C4000X型4000W連續(xù)光纖激光器，焊接工藝參數(shù):(1)焊接功率為1900W、2200W、2400W、2700W、2900W，焊接速度為14mm/s;(2)焊接功率為2200W、2300W、2400W、2500W、2600W，焊接速度為10mm/s。分別使用流量38L/min和15L/min的氬氣作為焊縫正面和背面的保護(hù)氣，離焦量設(shè)為+10mm。

1.2Ti–3773合金激光焊接接頭組織性能分析

分別利用COIC–ZSA403連續(xù)變倍體視顯微鏡、Olympus–GX71金相顯微鏡、Zeiss–Sigma型掃描電子顯微鏡分析Ti–3773激光焊接接頭附近的顯微組織，利用Rigaku–UltimaIVXRD衍射分析儀進(jìn)行物相分析。在母材與焊接接頭位置分別截取3塊拉伸試樣。

拉伸試驗(yàn)由RG3050微機(jī)控制電子萬能試驗(yàn)機(jī)完成，拉伸速率為0.5mm/min;硬度檢測采用HVS–1000數(shù)顯維氏硬度計(jì)，載荷1kg，加載時(shí)間15s。

1.3Ti–3773合金激光焊接接頭極化曲線測定Ti–3773合金試樣激光焊接后，從其焊縫、熱影響區(qū)、母材沿焊縫中心部位分別截取3個尺寸為10mm×10mm×3mm的試樣。焊接接頭微觀截面的整體形貌如圖2所示。

試樣經(jīng)過處理后，在室溫下采用Auto-Lab電化學(xué)工作站，根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)ASTMG5在3.5%NaCl溶液中進(jìn)行極化曲線測定。試驗(yàn)采用三電極體系，參比電極為飽和甘汞電極(SCE)，輔助電極為鉑電極。電化學(xué)腐蝕具體試驗(yàn)參數(shù)：掃描速率0.06mV/s、測量電勢–800~+120V，全浸泡腐蝕時(shí)間30min。

2、結(jié)果與分析

2.1焊接性能

Ti–3773合金在焊接功率1900W、2200W、2400W、2700W，焊接速度14mm/s工藝參數(shù)下，自熔焊焊接接頭微觀截面如圖3所示。當(dāng)焊接功率1900W時(shí)，接頭未被完全焊透(圖3(a))；當(dāng)焊接功率增加到2200W、2400W時(shí)，合金被焊透，此時(shí)焊縫呈“丁”字形，焊縫下端變窄(圖3(b)和(c))；當(dāng)焊接功率增加到2700W時(shí)，焊縫呈“X”或“沙漏”形(圖3(d))，此時(shí)，焊縫平整，紋理連續(xù)、清晰，無各種缺陷。

合金以焊接速度10mm/s、焊接功率2200W焊接時(shí)，焊縫呈“丁”字形，與圖3(b)和(c)一致；以焊接速度10mm/s、焊接功率2300~2500W焊接時(shí)，自熔焊微觀截面與圖3(d)一致。

合金分別在焊接功率2600W、焊接速度10mm/s和焊接功率2900W，焊接速度14mm/s焊接后，拉伸性能見表2，可以看出，合金的強(qiáng)度明顯降低。

表2Ti–3773合金在不同焊接參數(shù)下的拉伸性能

2.2顯微組織

圖4為焊接前Ti–3773合金的原始組織。經(jīng)過鍛造后，鈦合金β晶粒較為粗大且變形。由于鈦錠體積大，在空冷過程中冷卻較慢，少量細(xì)小的α相在變形β晶粒及其晶界處析出。

圖5為Ti–3773合金經(jīng)過焊接功率2400W，焊接速度10mm/s激光焊接后的顯微組織。焊縫中心為非常粗大的β晶粒(圖5(a))；在焊縫中心上表面仍可見粗大β晶粒(圖5(b))；而在熱影響區(qū)，β晶粒碎化，幾乎找不到較大的β晶粒(圖5(c))。焊縫截面中心呈樹枝晶的鑄造組織(圖6(a))；細(xì)小的α相在熱影響區(qū)出現(xiàn)(圖6(b))。

2.3物相分析

Ti–3773合金的XRD衍射圖譜如圖7所示。Ti–3773合金中含β相穩(wěn)定元素V、Cr，尤其有質(zhì)量分?jǐn)?shù)6.9%的Mo元素(表1)。鈦合金中的α相屬于密排六方結(jié)構(gòu)，β相以及Mo、V、Cr元素同屬于體心立方結(jié)構(gòu)。根據(jù)晶體結(jié)構(gòu)分析，Ti–3773合金經(jīng)過激光焊接后母材與焊縫中強(qiáng)度較大的衍射峰為β相以及Mo、V、Cr元素，母材中應(yīng)含β相和α相；而焊縫中α相的衍射峰則很弱，幾乎完全看不到。焊縫中只存在β相，無α相(圖7)。由XRD衍射圖可以推斷，焊縫中心應(yīng)該由單一的β相組成。

2.4最佳焊接參數(shù)下的拉伸性能與硬度結(jié)果

Ti–3773合金的拉伸性能如圖8所示。3塊母材試樣的抗拉強(qiáng)度分別達(dá)到了1231.53MPa、1161.47MPa和1203.91MPa;3塊焊接接頭則僅為721.29MPa、987.55MPa和858.65MPa。焊接接頭的抗拉強(qiáng)度平均值為母材的71.38%。3塊焊接接頭試樣的伸長率分別達(dá)20.37%、14.56%和15.68%;而3塊母材的伸長率則僅分別為5.38%、7.46%和6.21%。焊接接頭的伸長率平均值是母材的265.67%，這說明Ti–3773合金焊接接頭具有更好的塑性。

圖9為該試樣激光焊接后母材與焊接接頭拉伸時(shí)的應(yīng)力–應(yīng)變曲線。Ti–3773合金焊接接頭3塊試樣在拉伸過程中，其應(yīng)力–應(yīng)變曲線均延伸的較長，而母材3塊試樣的應(yīng)力–應(yīng)變曲線雖延伸的較短，但表現(xiàn)出較高的應(yīng)力值。

圖10為Ti–3773合金焊接接頭各區(qū)域硬度分布示意圖。熱影響區(qū)表現(xiàn)出硬度最高值(301.1HV10);母材有的部位表現(xiàn)出較高的硬度(296.9HV10)，有的部位硬度又為最低值(280.8HV10)。熱影響區(qū)的平均硬度(296.4HV10)遠(yuǎn)高于母材和焊縫(圖11)。

2.5斷口特征

圖12為Ti–3773合金母材與焊接接頭掃描電鏡拉伸斷口。母材的斷口為韌窩斷口形貌(圖12(a))，說明母材經(jīng)過相當(dāng)程度的塑性變形；焊接接頭的韌窩孔洞明顯加深(圖12(b))，表明與母材相比，激光焊接接頭的塑性變形能力更好。

2.6極化曲線結(jié)果

Ti–3773合金母材與焊接接頭極化曲線如圖13所示。盡管從熱影響區(qū)和焊縫處取樣測其極化曲線存在誤差，但母材、熱影響區(qū)及焊縫的耐腐蝕性能仍明顯不同。表3為從動電位極化曲線數(shù)據(jù)上測算出的腐蝕參數(shù)。

表3Ti–3773合金動電位極化曲線估算的腐蝕參數(shù)

從表3可以看出，Ti–3773合金焊接后，其母材、焊縫與熱影響區(qū)部分的自腐蝕電位差異明顯，而腐蝕電流密度母材與焊縫完全一致，均為1.97515×10^?7A/cm²。Ti–3773合金自腐蝕電位最高的是母材金屬，為–0.3929V，最低的是熱影響區(qū)，為–1.066V，該處腐蝕電流密度最高，達(dá)3.6191×10^?7A/cm²。

2.7焊接性能、拉伸性能與腐蝕性能分析

2.7.1焊接性能

分別以焊接速度10mm/s、14mm/s進(jìn)行焊接，當(dāng)焊接功率較小時(shí)，焊縫呈“丁”字形，此時(shí)不利于薄板之間的對接焊，容易發(fā)生未熔合、組織成分偏析等焊接缺陷。當(dāng)焊接功率增加，焊縫呈“X”形(圖3(d))，此時(shí)焊縫質(zhì)量最好。焊接功率繼續(xù)增加，焊縫拉伸性能變差(表2)，這源于焊接功率過大，焊接區(qū)域過熱所致。由于過熱導(dǎo)致晶粒粗大，強(qiáng)度降低，其抗拉強(qiáng)度僅為最佳焊接參數(shù)下的50%。因此，Ti–3773合金最佳的焊接參數(shù)范圍：焊接功率為2300W、2400W、2500W，焊接速度10mm/s;焊接功率為2600W、2700W、2800W，焊接速度為14mm/s。

2.7.2拉伸性能

Ti–3773合金焊接后，焊縫中心由平行生長的胞狀樹枝晶鑄態(tài)組織組成(圖5(a))。在焊接熱循環(huán)下，已經(jīng)凝固的焊接熔池溫度下降緩慢，熔池內(nèi)游離的籽晶以熔合線上局部熔化的母材作為形核的基底進(jìn)行非自發(fā)形核，而這些基底的取向互不相同，取向與熱流方向平行的枝晶相對于取向不利的枝晶生長速度更快，它們會占據(jù)更多的生長空間，抑制了取向不利的枝晶生長，從而使晶體表現(xiàn)出競爭性生長。焊接完成后β相在凝固時(shí)充分生長結(jié)果，使焊縫表面存在較大的β晶粒(圖5(b))。

本研究鈦合金含有的Mo、V、Cr是β相穩(wěn)定元素，Mo的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為6.9%(表1)，Mo的添加使鈦合金強(qiáng)度提高。根據(jù)文獻(xiàn)，Mo當(dāng)量的計(jì)算公式為：

式中，各數(shù)字表示相應(yīng)元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。根據(jù)式(1)進(jìn)行計(jì)算，Ti–3773合金中，鉬的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為20.46%。根據(jù)文獻(xiàn)，此β鈦合金可以獲得100%的β相，并且激光焊接熔池的冷卻速度極快，α相來不及析出，所以可以確定試驗(yàn)鈦合金的激光焊接焊縫物相為單一的β相(圖7)。如前文所述，在焊接熱循環(huán)下，焊縫為粗大的β晶粒(圖5(a))。根據(jù)霍爾–佩奇公式，晶粒粗大則強(qiáng)度降低，而伸長率提高。一方面，Ti–3773合金中的Al、Mo、V、Cr元素，本身不僅細(xì)化晶粒，對合金起著細(xì)晶強(qiáng)化的作用，同時(shí)對合金還有固溶強(qiáng)化的作用；另一方面，母材中除β晶粒還有細(xì)小α相析出(圖4)，對于這種亞穩(wěn)態(tài)β型鈦合金，其強(qiáng)度主要來源于α相的沉淀行為，也就是說母材中還存在著沉淀強(qiáng)化。然而，強(qiáng)度提高的同時(shí)也會損失塑性。因此，合金激光焊接后母材的強(qiáng)度遠(yuǎn)高于焊接接頭，而焊接接頭的伸長率則高于母材(圖8和9)，激光焊接接頭表現(xiàn)出了更好的塑性變形能力(圖12)。

熱影響區(qū)部位β晶粒尺寸較焊縫區(qū)小(圖5(c))，因其晶界密度增加，造成細(xì)晶強(qiáng)化；在焊接熱循環(huán)影響下，β晶界部位α相析出(圖6(b))，造成沉淀強(qiáng)化。因此，熱影響區(qū)的硬度達(dá)到了最高值(圖10和11)。由于母材部位存在α相的沉淀強(qiáng)化作用，當(dāng)硬度測試時(shí)硬度計(jì)壓頭恰好打在α相沉淀析出的點(diǎn)上，致使其表現(xiàn)出較高的硬度；由于細(xì)小α相的沉淀析出是少量的，當(dāng)壓頭恰好沒有打在α沉淀相的析出部位，而僅僅打在粗大的β晶粒內(nèi)部時(shí)，會使其表現(xiàn)出最低值。因此，焊縫左右側(cè)的母材硬度差異較大(圖10)。

2.7.3腐蝕性能

Mo的添加改善了焊接鈦合金的腐蝕性能，同時(shí)，Ti–3773合金激光焊接后的腐蝕性能還直接受其顯微組織所影響。晶粒細(xì)化能夠加速材料的腐蝕速度，平均晶粒尺寸降低，鈦合金的耐腐蝕性變差。焊接接頭熱影響區(qū)存在α、β兩個相，這兩個相的標(biāo)準(zhǔn)電極電位不同，因此在腐蝕溶液中會形成腐蝕微電池，加速焊接接頭的腐蝕。熱影響區(qū)的組織最細(xì)，其微電池?cái)?shù)目最多，自腐蝕電位最低，熱影響區(qū)耐腐蝕性能最差。晶粒平均尺寸越大的材料，其耐腐蝕性越高。晶粒尺寸增大后晶界能的減少使得腐蝕表面的宏觀總體缺陷數(shù)量減少，耐蝕性提高。材料的自腐蝕電位越高，同時(shí)腐蝕電流密度值越低，其耐腐蝕性能越好。母材的β晶粒粗大，其微電池?cái)?shù)目最少，因此自腐蝕電位最高(圖13和表3)，其耐蝕性最好。

Ti–3773合金焊接后，將母材、焊縫區(qū)與熱影響區(qū)部分的極化曲線(圖13)以及其自腐蝕電位和腐蝕電流密度進(jìn)行比較(表3)，母材的自腐蝕電位高于焊縫區(qū)與熱影響區(qū)，母材具有相對較弱的腐蝕傾向。經(jīng)過激光焊接后，合金焊接接頭部位的耐蝕性變差，熱影響區(qū)的自腐蝕電位值最低(表3)，而腐蝕電流密度最高，說明熱影響區(qū)具有最差的耐腐蝕性能。因此，由于微電池作用，Ti–3773合金的母材、熱影響區(qū)與焊縫區(qū)中，母材的耐腐蝕性能最好。經(jīng)過激光焊接后，Ti–3773合金不同區(qū)域的耐蝕性表現(xiàn)為:母材焊縫區(qū)熱影響區(qū)。

3、結(jié)論

(1)本文研究新型Ti–3773合金激光自熔焊接最佳的焊接參數(shù)范圍：焊接功率為2300W、2400W、2500W，焊接速度為10mm/s;焊接功率為2600W、2700W、2800W，焊接速度為14mm/s。

(2)在焊接功率2400W，焊接速度10mm/s下，合金母材組織為粗大的β晶粒和少量的細(xì)小α相。激光焊接后，焊縫中心由單一粗大的β相組成，在熱影響區(qū)處轉(zhuǎn)為細(xì)小的β晶粒和少量的彌散的α相。

(3)在焊接功率2400W，焊接速度10mm/s下，合金激光焊接接頭的抗拉強(qiáng)度平均值為855.83MPa，為母材處抗拉強(qiáng)度平均值(1198.97MPa)的71.38%，其伸長率平均值為16.87%，是母材伸長率平均值(6.35%)的265.67%。熱影響區(qū)部位因β晶粒細(xì)小造成細(xì)晶強(qiáng)化以及α相析出的沉淀強(qiáng)化，其硬度達(dá)最高。激光焊接接頭表現(xiàn)出了更好的塑性變形能力。

(4)在最佳的焊接參數(shù)下，Ti–3773合金經(jīng)過激光焊接后，母材的自腐蝕電位最高，為–0.3929V，其耐蝕性最好。熱影響區(qū)的腐蝕電流密度達(dá)3.6191×10^?7A/cm²，其耐腐蝕性能最差。經(jīng)過激光焊接后，Ti–3773合金的耐蝕性為母材>焊縫區(qū)>熱影響區(qū)。

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（注，原文標(biāo)題：新型Ti–3773合金激光焊接接頭力學(xué)性能與腐蝕性能的研究）