焊后热处理对Ti17 线性摩擦焊接头组织及力学性能的影响

郭震国，马铁军，李菊，李文亚，唐龙飞

（1.西北工业大学 材料学院 陕西省摩擦焊接工程技术重点实验室，西安 710072；2.中国航空制造技术研究院 航空焊接与连接技术航空科技重点实验室，北京 100024）

线性摩擦焊（Linear friction welding，LFW）能够实现复杂截面同质及异质材料的固相连接，是国际公认的理想航空发动机整体叶盘焊接制造与维修技术[1—8]。目前，线性摩擦焊及相关研究主要针对钛合金整体叶盘的研制而展开。Guo 等[9]对Ti6264 钛合金进行了LFW 及焊后热处理（Post-weld heat treatment，PWHT）试验。对于焊态接头，焊缝（Weld zone，WZ）析出了致密的针状斜方α''马氏体，使其硬度值低于母材（Base metal，BM）硬度值；热处理后，斜方α''转变为六方α，WZ 硬度值增加，且高于BM 硬度值。李智渊等[10]研究了热处理工艺参数对 TC4/TC17 钛合金LFW 接头微观组织的影响。PWHT 后，亚稳β相分解，生成细小层片状的α相，次生针状α相沿初生α析出；随着热处理温度升高，析出的层片状α相及次生针状α相长大且发生偏聚现象。季亚娟等[11]研究了PWHT 对TC4 钛合金LFW 接头组织及性能的影响。PWHT 后，次生α相析出，导致α相体积分数有所增加，组织发生球化现象；PWHT 接头的抗拉强度和屈服强度较焊态高，但断面收缩率下降；热处理使接头组织更加均匀，接头残余应力降低。李菊等[12]和李晓红等[13]研究了 PWHT 对 Ti17(α+β)/Ti17(β)异种组织LFW 接头疲劳性能的影响，结果表明，焊态接头疲劳试件均断裂于焊缝，经PWHT 后焊缝发生β→α+β转变，强度提升，接头疲劳性能可达到与母材相当的水平。

上述研究成果表明，通过不同的热处理工艺可使钛合金LFW 接头组织发生变化，达到所需要的状态，从而提升接头的力学性能。Ti17 钛合金是一种富β两相钛合金，其强度高、断裂韧性好、淬透性高且锻造温度范围宽，是制造航空发动机整体叶盘的关键材料。笔者在前期研究中发现，Ti17 双态组织LFW 同质接头拉伸性能试件易断裂于焊缝附近，因此，文中主要针对该接头进行不同工艺PWHT 研究，为Ti17钛合金在航空发动机整体叶盘LFW 制造工程应用提供试验及理论基础。

1 试验材料与方法

采用的Ti17（Ti-5Al-2Sn-2Zr-4Mo-4Cr）钛合金锻件母材组织如图1 所示，由等轴和长条状α及β转组成，为典型双态组织。等轴α尺寸为2～10 μm，长条状α长度为3～8 μm，宽度约为0.5 μm。

图1 Ti17 母材组织Fig.1 Microstructure of Ti17 BM

焊接试验是在西北工业大学自主研制的XMH-250 型线性摩擦焊设备上进行的，选用的焊接参数如下：摩擦压力为80 MPa，振幅为2 mm，频率为25 Hz，焊接时间为4 s。借鉴李菊等[12]与李晓红等[13]分别在600 ℃和630～680 ℃进行异种组织Ti17 LFW 接头焊后热处理研究获得的接头组织变化规律，文中优选出600～640 ℃温度范围，并以600，620，640 ℃（保温3 h，随炉冷却）3 种热处理工艺进行双态组织Ti17同质LFW 接头热处理试验。

对焊态及3 个热处理态接头分别沿摩擦方向切割金相试样，打磨抛光后用氢氟酸（5 mL）+硝酸（15 mL）+蒸馏水（35 mL）的腐蚀剂进行腐蚀，采用奥林巴斯公司的OLYMPUS-PMG3 型光学显微镜及蔡司公司的Zeiss GeminiSEM 500 型场发射扫描电镜对接头的微观组织进行观察；接头按照 GB/T 228.1—2002 标准加工拉伸试样，在美特斯公司生产的WE-30 型万能试验机上以1 mm/min 的速度进行拉伸测试；采用恒平仪器公司的Hx-1000 型显微硬度试验机测试接头显微硬度，载荷为1000 g，步长为100 μm。

2 结果与分析

2.1 焊态接头组织特征

接头纵向剖面光镜组织如图2 所示。根据宏观组织形态特征，将接头分为WZ、热力影响区（TMAZ）和BM。WZ 中，原始BM 等轴及长条状α消失，表明焊接过程 WZ 温度超过了 Ti17 的β相变点（890 ℃）；TMAZ 中，晶粒沿摩擦方向拉长变形。

图2 接头纵向剖面金相组织Fig.2 Longitudinal cross-section of the joint

2.2 热处理对接头组织性能的影响

2.2.1 WZ 微观组织变化

焊态及热处理态接头WZ 微观组织如图3 所示。图3a 为焊态WZ 微观组织，由均匀的亚稳态β相组成。在高温和剧烈变形的条件下，WZ 发生了动态再结晶，可以看见部分β再结晶晶粒的晶界（红色箭头）。图3b 为热处理温度为600 ℃时WZ 的微观组织，发生了亚稳β→α+β的转变，形成了宽度约为0.1 μm的层片状二次α，再结晶β晶粒的晶界变得清晰可见。热处理温度为620 ℃时，由于α稳定元素与β稳定元素扩散得更为充分，析出的层片状二次α有所长大，宽度增加为0.15 μm，但再结晶β晶粒的晶界被粗化的二次α遮挡。当热处理温度增大至640 ℃时，层片状二次α进一步粗化，宽度约为0.2 μm。可见，随着热处理温度由600 ℃→620 ℃→640 ℃，接头WZ 内由亚稳β析出的二次层片α尺寸逐渐增大。

图3 WZ 组织Fig.3 Microstructure of WZ

2.2.2 TMAZ 微观组织变化

焊态和热处理态接头TMAZ 微观组织如图4 所示。焊态接头TMAZ 组织在摩擦压力及剪切力的共同作用下沿着振动方向被拉长，呈长条状；次生α相几乎全部溶解于β基体中（见图4a）。热处理温度为600 ℃的接头TMAZ 微观组织如图4b 所示，初生α相以带状形式（箭头所指）分布于β基体中，β基体中也析出了细小的层片状二次α。热处理温度为620 ℃的接头TMAZ 微观组织如图4c 所示，与WZ趋势一致，层片状二次α长大粗化；与热处理温度为600 ℃的接头TMAZ 相比，带状初生α基本消失不见。热处理温度为640 ℃的接头TMAZ 微观组织如图4d所示，层片状二次α进一步长大粗化。3 种PWHT 温度下接头TMAZ 均发生了再结晶，可观察到等轴β再结晶晶粒，随着热处理温度的升高，等轴β再结晶晶粒尺寸逐渐增大。

图4 TMAZ 组织Fig.4 Microstructure of TMAZ

对于热处理后的双态组织Ti17 同质LFW 接头，WZ 及TMAZ 组织中析出了高密度的层片状二次α相，这种组织具有较高的断裂韧性和疲劳裂纹扩散抗力[14]，可使接头力学性能得到明显提升。

2.2.3 BM 微观组织变化

焊态和热处理态接头BM 微观组织如图5 所示。可以看出焊态和热处理态BM 组织并无明显差异，热处理对BM 的α相和β相的形貌尺寸和体积分数未造成影响，这为Ti17 LFW 接头及整体构件良好的性能提供了保证。

图5 BM 微观组织Fig.5 Microstructure of BM

2.3 接头力学性能

2.3.1 接头显微硬度

4 组接头的显微硬度测试结果如图6 所示。焊态接头WZ 及TMAZ 的平均硬度值明显低于BM，这是由于α相溶解，其中WZ 发生了动态再结晶，存在明显的细晶强化作用，其硬度略高于TMAZ。热处理后接头WZ 及TMAZ 由于层片状二次α相的析出，硬度明显提高。热处理温度由600 ℃→620 ℃→640 ℃，WZ 及TMAZ 的硬度逐渐降低，是由于二次层状α相随温度的升高发生了长大粗化。

图6 接头显微硬度分布Fig.6 Microhardness distribution of the joints

2.3.2 接头拉伸性能

拉伸试验后，拉伸断裂试样外观形貌如图7 所示，其中拉伸试样中部黑线为WZ 所在位置。焊态接头拉伸试样全部断裂于中部，而热处理态接头拉伸试样全部断裂于远离WZ 的BM。对焊态接头拉伸试样断裂位置进行金相观察，发现该位置晶粒高度变形且呈现出拉长变形的特征（见图7a），表明焊态接头断裂于TMAZ。BM 含有大量细小的层片状次生α相，这种组织对位错运动具有阻碍作用。WZ 及TMAZ 中细小的层片状次生α相溶解于β基体，对位错的阻碍作用降低。由于WZ 发生动态再结晶，形成了细小β再结晶晶粒，强度及塑性相对较高，因而断裂发生于TMAZ。PWHT 后，WZ 及TMAZ 均析出了大量层片状二次α相，提升了裂纹萌生及扩展抗力，导致拉伸试样最终断裂于BM。

图7 拉伸断裂试样外观形貌Fig.7 Microscopy of fractured tensile specimens

拉伸试验结果如图8 所示，可以看出，3 种热处理接头的拉伸强度及伸长率均高于焊态接头及许用标准（1120 MPa 及7%）[15]。热处理温度由600 ℃→620 ℃→640 ℃，拉伸强度呈降低趋势，伸长率呈升高趋势，故不宜采用更高的热处理温度。

图8 拉伸试验结果Fig.8 Results of tensile tests

3 结论

1）热处理后双态组织Ti17 LFW 接头WZ 及TMAZ 析出高密度细小的层片状二次α，使其显微硬度明显高于焊态接头的WZ 及TMAZ。热处理温度由600 ℃→620 ℃→640 ℃，WZ 及TMAZ 内层片状二次α逐渐长大粗化，导致显微硬度逐渐降低。与焊态接头BM 相比，不同热处理温度下接头的BM 微观组织及显微硬度基本无变化。

2）拉伸试验结果显示焊态接头断裂于TMAZ，3种热处理温度下的接头均断裂于BM，拉伸强度及伸长率相比焊态接头显著提升，均高于许用标准。