性能的影响
张可召1，何超威1，戚宋歌1，包晔峰1，牛红志2，严春妍1
（1.河海大学机电工程学院，江苏常州213022；2.东北大学材料科学与工程学院，辽宁沈阳110819）
摘要：
采用激光焊焊接Ti-3Al-6Mo-2Fe-2Zr （wt.%）β钛合金，研究热处理对接头显微组织和拉伸性能的影响。由于激光焊接的冷却速率可达553K/s ，远大于β相向其他物相转变的临界冷却速率，所以焊缝显 微组织由柱状晶形态的单一β相构成。在近热影响区，初生α相和次生α相均转变为β相，且β相晶粒尺寸增大；在远热影响区，尺寸较大的初生α相得以保留。780℃/1h/WQ 热处理后，焊缝中生成厚度约为150~350nm 、长度约为1~3μm 短棒状α相，焊接头强度和延伸率有所提高；780℃/1h/
WQ+500℃/6h/FC 热处理后，焊缝中生成厚度约为30~40nm ，长度约为150~300nm 的α相，接头强度进一步提高，但断裂发生在弹性变形阶段。
关键词：
激光焊接；β钛合金；热处理；组织性能中图分类号：TG456.5文献标志码：
A 文章编号：
1001-2303（2020）12-0059-06DOI ：
10.7512/j.issn.1001-2303.2020.12.13本文参考文献引用格式：张可召，何超威，戚宋歌，等.热处理对激光焊接β钛合金组织及性能的影响[J].电焊机，2020，50（12）：59-64.
收稿日期:2020-10-07
基金项目：国家自然科学基金资助项目（51804097，51879089）；
中央空调控制
中央高校基本科研业务费专项资金（B2002022
19）；常州市科技计划（CJ20190049）
作者简介：张可召（1987—），男，博士，讲师，主要从事激光焊
接方面的研究。E-mail ：*************** 。
0前言
钛合金凭借其比强度高、耐腐蚀和抗氧化性能
优良等优点在航空航天领域应用广泛。近年来，含有较多β相稳定元素（如Mo 、V 、Fe ）的β钛合金越来越受到重视[1-2]。目前国际上的β钛合金主要有BT22、Timetal555等，国内的Ti-1300、TB8等β钛合金也逐渐走出实验室，走向实际应用。
在生产制造复杂结构件的过程中不可避免的会涉及到焊接工艺，高效可靠的焊接工艺对推进β钛合金在航空航天领域的应用具有积极意义。目前，针对β钛合金的相关研究主要集中在材料的成
分设计、工艺优化等方面[3-5]，
β钛合金焊接方面的研究则相对滞后。Zhenglong Lei 等[6]研究了TB8合
金激光扫描焊接接头显微组织特征，并对比了不同
焊后热处理制度下的组织和性能演变规律。焊缝在未热处理状态下其显微组织仅由单一β相构成，在550℃/1h/空冷热处理后接头具有最佳室温和高温拉伸性能。马权等人[7]研究了热处理对Ti-1300β钛合金电子束焊接接头组织和性能的影响规律。结果果发现，焊缝物相主要由β相构成，α相的生成数量极少，焊前热处理对接头物相、性能的影响不大，焊后热处理过程中有α相生成，通过调整热处理参数可调节α相的数量、尺寸等，获得不同的拉伸性能。
文中针对Ti-3Al-6Mo-2Fe-2Zr （wt.%）β钛合金的激光焊接特性进行研究，探索不同热处理参数对接头组织和性能的影响规律，对该合金的开发完善以及后续焊接工艺的制定具有参考作用。
光模块安装
1实验材料及方法
实验所采用的β钛合金Ti-3Al-6Mo-2Fe-2Zr （wt.%）为锻材。采用线切割方法制备成厚2mm 的耐老化测试
表1焊后热处理参数薄片。焊接实验前采用磨床加工除掉样品表面线切割痕迹，经过酸洗、干燥后进行焊接。
激光焊接示意如图1所示，具体工艺参数为：激光功率1200W ，焊接速度1.0m/min ，离焦量0mm ，正面保护气流量15L/min ，
背面保护气流量5L/min 。考虑到焊缝区域主要由β相构成，选取焊后热处理参数如表1所示，通过HT1固溶处理和HT2固溶时效处理后能够获得不同尺寸、数量的α相，从而对比研究两种热处理参数下显微组织和性能的变化规律。
图1
激光焊接示意
云蚤早援员
Schematic diagram of laser welding 金相试样和拉伸试样均沿垂直于焊缝方向取
样。金相试样在打磨抛光后采用Kroll 试剂腐蚀，其具体比例为60%H 2O+35%HNO 3+5%HF 。显微组织分析分别在扫描电镜（SEM ）和透射电镜（TEM ）上进行，其具体型号分别为FEI Inspect F50、JSM-7800和FEI Tecnai G2F20。在Oxford Instrumens C-nano 上进行EBSD 分析。在WD-5型电子万能拉伸试验机上进行室温拉伸实验。
2
分析与讨论
2.1
接头焊态组织分析
Ti-3Al-6Mo-2Fe-2Zr 合金激
光焊接接头形貌
的EBSD 分析结果如图2所示。可以看出，焊缝由柱状晶形态的β相构成，其形成原因是：激光焊接能量集中，在熔池中会
形成较大的温度梯度，β相晶粒沿着温度梯度最大的方向生长，最终形成柱状晶。在焊缝区域未见α相生成。当β钛合金中Mo 当量达
到或超过10%时，可以获得100%的β相[8]。Mo 当量计算公式为[9]：
[Mo]eq=Mo+Nb 3.3+Ta 4+W 2+Cr 0.6+Mn 0.6+V 1.4+
Fe 0.5+Co 0.9+Ni 0.8
（1）根据式（1）计算出Ti-3Al-6Mo-2Fe-2Zr 合金的Mo 当量为10%。已有研究结果显示，在β钛合金中，当冷却速率大于3℃/s 时，可以有效抑制β相向其他物相转变，进而得到100%的β相组织[10]。激光焊接的冷却速率可以利用式（2）定性计算[11]：
R =2πk ρc p Vt q
()
2（T -T 0）3
（2）
式中k 为热导率；ρ为密度；C p 为比热容；V 为焊接速度；t 为被焊板材厚度；q 为激光功率，吸收系数为0.7；T 为熔点；T 0为室温，取25℃。计算涉及的部分热物理参数来自Ti-55531合金的相关参数[12]，如表2所示。据此计算出的冷却速率约为553K/s ，远大于形成单一β相所需的临界冷却速率，因此激光焊接焊缝物相为单一β相。
图2
激光焊接接头宏观形貌EBSD 分析
Fig.2EBSD analysis of macro morphology of laser
welded joint 热影响区形貌EBSD 分析结果如图3所示。可
以看出，母材的晶界类型以2°~15°的小角晶界为主，而热影响区以15°~180°的大角晶界为主。小角晶界是在母材制备过程中由于位错运动形成的，在塑性加工的合金中较为常见；在热影响区，由于受到激光热源的热作用发生晶粒的回复和再结晶过程，位错密度大大降低；靠近焊缝的区域受到热作用最
为明显，晶粒尺寸会进一步长大。与此同时，热影响区中α相的数量减少，越靠近焊缝的区域，α相的数量越少。
表2
Ti-55531合金热物理参数焊接工艺
第50卷
图3热影响区EBSD 分析
Fig.3EBSD analysis of heat affected zone
2.2热处理对显微组织的影响
母材原始显微组织和热处理后的显微组织如
图4所示。母材的原始组织如图4a 所示，由基体β
相、椭球状的初生
α相以及细小的片
层状次生α相构成。初生α相的形成温度一般略低于β相转变温度，而次生α相的形成温度一般在400~600℃之间。HT1热处理后，其显微组织如图4b
所示，次生α相的数量显著减少，α相形态为短棒状。而经过HT2热处理后，其显微组织如图4c 所示，细小且弥散分布的α相析出，尺寸较母材原始组织更加细小。
焊态的热影响区显微组织演变过程如图5所示。热影响区的宏观形貌如图5a 所示，由于热影响区不同位置受到的热作用不同，显微组织表现出梯度变化的特征，结果与图3一致。在靠近焊缝的近热影响区，其显微组织如图5b 所示，该区域受到的热作用仅次于激光热源直接作用的焊缝区域，母材原始组织中的初生α相和次生α相均在热作用下转变为β相，而由于激光焊接冷却速率较快，同时该合金中含有较多的β相稳定元素，β相被保留至室温，因此近热影响区的显微组织由单一β相构成；而在距离熔合线位置相对较远的远热影响区，初生α相由于其尺寸较大、转变温度较高而被保留下来，部分次生α相则会转变为β相，其显微组织如图5c 所示。不同于近α型、α+β钛合金，β钛合金在热影响区无针状的α'相生成，而更倾向于生成β相。
热处理后的热影响区显微组织如图6所示。可以看出，在经过HT1热处理后，热影响区析出了短棒状的α相，显微组织如图6a 所示。经HT2热处理后，又进一步析出了细小片层状α相，显微组织如图6b 所示。
热处理前后的焊缝显微组织如图7所示。热处理前焊缝显微组织如图7a 所示，焊缝由单一β相构
成，与图2结果一致；热处理后，焊缝的显微组织演
变规律和热影响区类似，在HT1热处理后，焊缝中出现短棒状的α相，如图7b 所示；而在HT2热处理后，显微组织中既有HT1热处理时形成的短棒状α相，又有在HT2热处理时析出的细小片层状α相，如
图7c 所示。
为进一步分析热处理对焊缝组织的影响规律，
a 母材原始组织
b 母材HT1组织
c 母材HT2组织
图4
热处理对母材显微组织影响
Fig.4Effect of heat treatment on Microstructure of base
metal
电话计费系统
利用TEM分析焊缝物相形态、尺寸，结果如图8所
示。热处理前焊缝的透射结果如图8a所示，明场像
表明焊缝中除基体β相外无其他物相生成；HT1热
处理过程中形成的短棒状α相形貌如图8b所示，
其厚度约为150~350nm，长度约为1~3μm；在
HT2热处理过程中形成的细小α相厚度约为30~
40nm，长度约为150~300nm，同时α相的数量更
多，分布更为弥散，如图8c所示。
2.3拉伸性能分析
母材和焊缝室温拉伸应力应变曲线如图9所
熔断器式隔离开关
示。在HT1热处理后，母材强度下降，而延伸率上
升；在HT2热处理后，母材强度高于原始状态和HT1
状态，但延伸率显著降低。对于激光焊接接头而言，
焊态条件下强度最低，且在拉伸中无明显的塑性变形，
断裂发生在弹性变形阶段；经过HT1热处后，相较
于焊态，接头强度和延伸率均有明显上升；经过HT2
图5热影响区显微组织
Fig.5Microstructure of heat affected zone
a宏观组织b近热影响区c远热影响区
图6热处理对热影响区显微组织的影响
Fig.6Effect of heat treatment on Microstructure of heat affected zone
a HT1热处理后热影响区组织
b HT2热处理后热影响区组织
图7热处理对焊缝显微组织影响
Fig.7Effect of heat treatment on microstructure of weld
a焊缝原始组织b HT1热处理后焊缝组织c HT2热处理后焊缝组织
焊接工艺第50卷
图8
焊缝组织透射分析
Fig.8
Transmission analysis of weld microstructure
a 焊缝原始组织
b HT1热处理后焊缝组织
c HT2热处理后焊缝组织
热处理后，接头强度进一步上升，但延伸率下降。
图9
热处理对母材和接头拉伸性能的影响
Fig.9
Effect of heat treatment on tensile properties of
base metal and joint
热处理后母材和接头室温拉伸性能的变化主
要来源于α相形态、尺寸和数量的变化。原始母材的显微组织由球状的初生α相和细小弥散分布的次生α相构成。经过HT1热处理后，母材原始组织中细小片层状次生α相几乎消失
，在热处理过程中形成的短棒状α相的第二相强化作用弱于母材原始组织中的次生α相，因此母材强度降低，塑性提高。经过HT2热处理后，在HT1显微组织的基础上进一步析出细小、弥散的α相，其第二相强化作用促使母材强度提升，塑性下降。激光焊接焊缝的物相由单一β相构成，失去α相的强化作用，其强度较低，同时由于激光热源在熔池中形成较大的温度梯度，焊缝中β相为粗大柱状晶形态，接头延伸率也较低。经过HT1热处理后，焊缝中析出厚度约150~350nm ，长度
在1~3μm 的α相，相较于焊态的单一β相可以起
到第二相强化作用，因此其强度提高，同时结合母材的性能变化可知，HT1状态下的显微组织塑性优于原始状态和HT2状态，因此焊缝表现出一定的塑性变形能力。经过HT2热处理后，在HT1显微组织的基础上大量析出厚度约为30~40nm ，长度约为150~300nm 的α相。数量更多、尺寸细小的α相可以进一步提高焊缝强度，但接头塑性低于HT1状态。
3结论
采用激光焊接方法焊接Ti-3Al-6Mo-2Fe-2Zr
（wt.%）β钛合金，并研究了热处理对接头显微组织和拉伸性能的影响规律，得到以下结论：
（1）焊缝物相由柱状晶形态的单一β相构成，在近热影响区初生α相和次生α相均转变为β相，在远热影响区仅有次生α相转变为β相，初生α相得以保留。
（2）780℃/1h/WQ 热处理后焊缝中生成厚度约为150~350nm 、长度在1~3μm 的短棒状α相，母材强度下降但塑性提高，而焊缝强度和塑性均提高。
（3）780℃/1h/WQ+500℃/6h/FC 热处理后焊缝中会进一步生成厚度约为30~40nm 、长度约为150~300nm 的α相，母材和焊缝的强度提高，但塑性显著下降。
参考文献：
电子束焊接[1]李蒙，凤伟中，关蕾，等.航空航天紧固件用钛合金材料综述[J].有金属材料与工程，2018，39（4）：49-53.
[2]Kolli R P ，Devaraj A.A review of metastable beta titanium
alloys[J].Metals ，2018，8（7）：506.
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