钛合金拥有密度低、比强度高、耐蚀性好、高温力学机能优异等特点，是目前新型航空发起机轻量化结构的首选资料[1?3]。！！！Ｑ∪『附影旎迪谓，不仅能够降低零件制作工艺的复杂性，还能有效实现轻量化，在航空发起机叶片、机匣等重要部件制作中有辽阔的利用远景[4]。！！！５，焊接接头在焊接热循环前提下会产生组织转变，影响力学机能。！！！６押辖鹩涤斜热却蟆⒌既认凳〉忍氐，导致钛合金焊接接头在高温段焊接热循环内停顿功夫较长，更易引起资料组织的变动，严重降低焊接接头的力学机能[5]。！！！Ｒ蚨，钛合金接头组织调控，尤其是热影响区的组织调控，是钛合金焊接的难点。！！！

电子束焊拥有能量密度高、加热冷却速度快、热影响区小以及高真空环境等特点[6]，能够有效预防钛合金接头氧化，克制接头组织变动，是钛合金焊接的最佳步骤，但是焊接热输入对接头组织机能的影响不成预防。！！！ANG 等[7]选取电子束焊接 10mm 厚 Ti6246 钛合金板，实现了优良的焊缝成形，但是接头热影响区出现硬度降落景象，形成软化区，不利于接头的力学机能。！！！Ｗ橹治雠，热影响区在热循环前提下形成等轴初生α相、针状α相和残存β相组织。！！！Ｓ诒萚8]钻研了TC17双相钛合金电子束焊接接头的拉伸机能，发现接头拉伸强度仅为878 MPa，远低于母材1220 MPa，显微组织钻研批注，焊缝区由β柱状晶组成，热影响区由等轴初生 α 相、针状 α/α'相和亚稳态 β 相组成，而焊缝区中的亚稳态β相在拉伸过程中会产生应力诱发马氏体相变，天生α″马氏体，导致接头的拉伸机能降落。！！！６疟盏萚9]对 TC21 钛合金电子束焊接时，尝试分析批注焊缝区和热影响区中均会产生马氏体相变，会形成针状的马氏体α'相，因而，双相钛合金电子束焊焊缝区组织还存在争议。！！！９ㄓ癖萚10]针对TC4钛合金电子束焊接头组织特点发展钻研，发现增大焊接热输入会导致晶：妥橹只，易天生维氏体组织，但是能够削减组织的不均匀性，对合金机能产生影响。！！！２苁仄舻萚11]发展了双相钛合金Ti75激光焊接钻研，发现焊接热输入量的增大会促使焊缝区马氏体组织数量增长，进而影响到合金的力学机能。！！！４送，FANG等[12]钻研发现，当热输入从 2.29 kJ/cm 增长到 3.02 kJ/cm 时，TC4 钛合金激光填丝焊接头的焊缝中心等轴晶区的均匀晶粒尺寸和宽度增大，柱状晶区的晶粒角逐步趋于垂直于焊缝，接头的抗拉强度从 924 MPa 降低到 919 MPa，但伸长率从 9.0% 削减到 7.8%。！！！Ｕ庑┳暄卸寂，扭转焊接热输入量，能够达到节制合金组织的成效。！！！

Ti180钛合金是一种新型Ti-Al-Sn-Zr-Mo系α+β型双相钛合金，其强化机制重要为固溶强化，常用于涡扇发起机的中温部位，最高工作温度为 500~550 ℃[13?14]。！！！Ｄ壳，关于该商标钛合金焊接性文件较少。！！！１疚姆⒄沽 7 mm 厚 Ti180 钛合金电子束焊接尝试钻研，并对所获得接头的微观组织和力学机能进行了分析，全面地分析了焊接接头在焊接热循环前提下的组织演化法规，钻研了焊接热输入量的变动对接头组织和机能的影响。！！！１疚牡墓ぷ鞫杂讦+β型双相钛合金焊接制作提供了理论凭据与实际领导。！！！

1、 尝试

本尝试所选取的钛合金商标为Ti180(名义成分Ti-6Al-2Sn-4Zr-6Mo)，资料组织为铸造组织，试板尺寸为 100 mm×50 mm×7 mm，接头大局为对接。！！！

焊接尝试在 Probeam K110 型高压真空电子束焊机上进行。！！！：附映⑹郧，先选取酸洗去除试板理论的氧化膜(酸洗液体积比为 V(HF)∶V(HNO3)∶V(H2O)=6 mL∶60 mL∶100 mL=6∶6∶10)；；；酸洗后，用无水乙醇冲刷净试板，去除酸洗液，并吹干；；；最后，将预处置好的试板固定到焊接夹具上，放入 ProbeamK110 型高压电子束焊机真空室进行焊接，六组焊接工艺别离为：

1) 束流16 mA+焊速19 mm/s(热输入量101 J/mm)；；；

2) 束流24 mA+焊速24 mm/s(热输入量120 J/mm)；；；

3) 束流20 mA+焊速19 mm/s(热输入量126 J/mm)；；；

4) 束流24 mA+焊速19 mm/s(热输入量152 J/mm)；；；

5) 束流28 mA+焊速19 mm/s(热输入量177 J/mm)；；；

6) 束流24 mA+焊速14 mm/s(热输入量206 J/mm)。！！！

电子束焊接接头显微组织选取ZEISS光学显微镜、ZEISS扫描电镜进行观察分析，金相试样依照尺度流程制备，显微组织侵蚀液选取 Kroll 试剂，侵蚀功夫20 s。！！！＝油返牧ρЩ苎∪±旎芎陀捕壤幢碚，硬度尝试在ZWICH硬度计上进行，拉伸尝试在ZWICK Z100 全能资料试验机上进行，拉伸试样依照GB/T 2652—2008制备。！！！

2、 了局与分析

2.1 Ti180焊接接头典型组织特点分析

2.1.1 Ti180焊接接头宏观描摹

图 1(a)所示为热输入量为 152 J/mm 时得到的Ti180 钛合金电子束焊接接头的宏观描摹。！！！？Ｄ芄豢闯，焊接接头拥有典型的高能束焊接窄焊缝成型特点，7 mm厚焊缝上理论宽为2 mm，下理论宽为1.7 mm。！！！Ｍ1(b)所示为Ti180电子束焊接接头中部焊缝区的整体描摹。！！！？Ｄ芄豢闯，焊缝区由粗壮的柱状树枝晶组成，由熔合线向焊缝中部成长，在焊缝中央形成交线。！！！Ｍ 1(c)所示为接头热影响区的组织特点，可见热影响区由等轴状的双相组织组成。！！！Ｓ捎诰嗬牒阜烨匚环制，热影响分辨歧区域在焊接热循环过程中的最高温度、温度梯 度及冷却速度分歧，导致分歧区域的显微组织特点分歧，具体可分为三个亚区：近熔合线热影响区(Near-FZ-HAZ)、中部热影响区(Mid-HAZ)和近母材热影响区(Near-BM-HAZ)，宽度别离为0.27 mm、0.29 mm和0.68 mm。！！！

2.1.2 Ti180焊接接头母材区典型微观组织特点

图2(a)所示为Ti180母材区的微观组织。！！！Ｓ赏2(a)能够看到，Ti180母材区由等轴状双相组织组成，亮色区域为初生 α 相。！！！Ｍü计叶确治瞿芄坏玫，母材区中 α 初生相比例为 47.8%。！！！Ｍü璧缇刀越鹣嗾掌邪瞪蚬鄄炷芄环⑾，该组织由针状次生α相和β相组成。！！！i180钛合金中增长的β不变元素含量较多，因而高温β相会在室温下不变存在，但仍会有部门β相在急剧冷却过程中转变为次生的针状 α 相，导致室温前提下 Ti180 钛合金存在等轴初生α相、针状次生α相和残存β相，如图2(b)所示。！！！Ｕ庵指春献橹峁褂欣赥i180钛合金综合力学机能的提高[15]。！！！

图3(a)所示为母材区EDS元素分析了局。！！！７治雠，α相中存在Al元素的偏聚，Al元素为α不变元素，能够通过固溶强化来提高合金强度，还有降低合金密度的职能；；；β相存在Mo元素偏聚，Mo元素为 β 不变元素，Mo 与 β-Ti 能够无限固溶，但在α-Ti中的溶化度较低。！！！Ｔ胤治龌古，Zr、Sn元素没有显著偏聚景象。！！！r、Sn为中性元素，与其他合金元素相比，这两种元素在α和β相中均有较大的固溶度。！！！Ｒ陨狭司峙，α相不变元素Al和β相不变元素 Mo 在 Ti180 钛合金中的偏聚，决定了母材在室温前提下的α+β双相组织特点，并起到固溶强化成效，保障了合金较高的力学机能。！！！５，焊接热循环会影响到这些元素的偏聚，扭转合金的微观组织。！！！Ｓ赏 3(b)所示焊缝区的元素散布能够看出，Al、Ti、Mo 等元素在熔池中均匀散布，母材中的偏聚景象隐没。！！！Ｓ捎诘缱邮附庸讨械睦淙此俣瓤纱锏1000 ℃/s以上[8]，熔池由β相区急剧冷却后，会形成粗壮的 β 柱状晶和藐小针层状的 α'相，导致钛合金的力学机能扭转(具体味商见2.1.3节)。！！！

2.1.3 Ti180焊接接头焊缝区典型微观组织特点

图 4 所示为 Ti180 钛合金电子束焊接接头焊缝区中部微观组织描摹。！！！Ｓ赏4能够看出，焊缝区组织由粗壮的β柱状晶组成。！！！Ｔ讦轮淳诓炕勾嬖诿晷〉牟阕唇峁，重要是次生针状α'马氏体组成。！！！４送，热输入的扭转并未扭转焊缝区的相组织描摹。！！！５缱邮附幼魑恢指吣苁附硬街，拥有冷却速度较快的特点，有利于克制合金元素的扩散，促使β相在急剧冷却过程中形成过饱和固溶体，并通过切变方式转变为密排六方的α'相，藐小针层状的 α'相会宰割粗壮的 β 柱状晶，大大增长相界数量，这种结构相较于母材组织，拥有更高的硬度和强度。！！！

2.1.4 Ti180焊接接头热影响区典型微观组织特点

由 2.1.1 节宏观金相分析显示，接头的热影响区由于经历分歧的焊接热循环过程能够进一步细化为三个亚区：近熔合线热影响区的焊接热循环峰值温度大于(α+β)/β相转变温度；；；中部热影响区的峰值温度在(α+β)/β相转变温度左近；；；近母材热影响区的峰值温度通常在两相区温度的较低点[16]。！！！Ｍ5(a)所示为近熔合线热影响区微观组织，能够看到该区域由等轴初生α相、次生针状α'相和残存β相组成。！！！Ｍ枷窕叶确治隽司窒允，该区的初生α 相的占比为 37.4%，相较于母材(47.8%，见 2.1.2节)显著降低。！！！８弑禨EM像显示(见图5(d))，近熔合线热影响区中α相出现“ghost”状[10]，具体阐发为在原等轴初生α相区域内存在藐小针状α'相，该组织特点有利于钛合金强度和韧性的提高[15]。！！！Ａ跫椎萚17]分析了典型双相钛合金TC4电弧焊接头热影响区组织特点，并没有观察到“ghost”状组织，这批注电子束焊接所带来的高冷却速度是形成该组织的必要前提。！！！４送，在 β 转变组织中的针状次生 α相齐全隐没、β 相界面产生移动，使得 β 相长大、归并，显著区别于母材的等轴状。！！！Ｕ庑┓制缬谀覆淖橹氐阆允境龈们蛟诤附尤妊饭讨芯姆逯滴露雀哂(α+β)/β相变温度。！！！Ｍ，由于靠近熔池，该区域在高温段停顿功夫长，推进初生α相转变为β相。！！！

图 5(b)所示为 Ti180 电子束焊接接头中部热影响区微观组织金相照片。！！！？Ｄ芄豢吹，与近熔合线热影响区微观组织相类似，该区域由等轴初生 α 相、次生针状α'相和残存β相组成，但是初生α相比例高于近熔合线热影响区，为39.1%，仍低于母材初生 α 相比例(47.8%)。！！！８弑 SEM 观察显示(见图 5(e))，β 转变组织中的次生 α 相精密结构齐全隐没，形成单一的β相组织。！！！

图5(c)所示为近母材热影响区金相组织。！！！？Ｄ芄豢吹，该区域由初生等轴α相、残存β相和少量次生针状 α 相组成，其 α 相的比例为 45.6%。！！！４送，该区域的初生α相和残存β相仍旧维持母材中等轴晶描摹，没有出现显著的β相界面迁徙、归并景象(见图 5(a)和(b))。！！！８弑 SEM 观察了局显示(见图 5(f))，近母材热影响区初生等轴α相中没有次生针状α'相天生；；；此外，β 相转变组织中仅有部门次生 α相隐没，转变为β相。！！！８妹枘√氐闩，此区域在焊接过程中所经历的加热温度较低。！！！

2.2 焊接热输入对接头组织特点的影响

图6所示为分歧热输入下热影响分辨歧地位微观组织SEM像。！！！Ｓ赏6能够看到，随着热输入量的增长，热影响各亚区中α相和β相的衬度减小、初生 α 相所占比例逐步减小(Near-FZ-HAZ: 37.4%→21.8%; Mid-HAZ: 39.1%→32.1%; Near-BM-HAZ:45.6%→39.7%)。！！！：附尤仁淙氲脑龀，导致热影响各亚区所经历的峰值温度和高温停顿功夫同时增长，推进了初生 α 相向 β 相的转变，并在 β 相不变元素作用下使高温β相在冷却过程中保留下来，成为室温组织。！！！８呷仁淙肭疤嵯赂嗟 α 相回溶到 β相中，导致β相中α相不变元素增长, 使得α相和β相的元素含量差距变小，并反映在高热输入前提下接头热影响区SEM像中α相和β相的衬度减小。！！！６ 和 β 两相的分列方式、体积分数以及各自状态城市影响钛合金的力学机能。！！！

2.3 焊接热输入对接头力学机能的影响

2.3.1 焊接接头硬度散布

图 7 所示为分歧热输入下 Ti180 焊接接头维氏硬度散布图。！！！Ｓ赏 7 能够看出，在分歧热输入下，焊缝区的硬度均为最大；；；随着与熔合线距离增大，热影响区的硬度逐步减。！！！；；；在热影响区中没有出现显著的软化区，热影响区的硬度高于母材区的硬度。！！！＠，热输入量为 152 J/mm 的焊接接头，焊缝区的(均匀)硬度为 418.9HV，进入热影响区后，硬度由401.0HV降低到364.6HV，高于母材区硬度341HV。！！！ 由 硬 度 曲 线 得 出 热 影 响 区 的 尺 寸 为1.2 mm。！！！Ｓ 2.1.3 节组织分析可知，焊缝区由针状α'马氏体相和粗壮的β柱状晶组成，这种组织会拥有较高的硬度，但是塑性会有所降落。！！！Ｔ诮酆舷呷 影 响 区 (Near-FZ-HAZ) 及 中 部 热 影 响 区 (Mid-HAZ)处，针状 α'马氏体味在初生 α 相中析出，推进上述区域维持较高的硬度；；；但是随着与熔合线距离的增长，针状α'马氏体数量逐步削减、硬度逐步降低；；；而近母材热影响区(Near-BM-HAZ)，没有观察到针状α'马氏体，硬度持续降低到母材的硬度。！！！

焊接热输入对接头硬度散布有肯定影响。！！！Ｔ诤阜烨，较高的热输入前提下出现焊缝区中部硬度降落景象(见图 7(d)~(f))；；；而在较低的热输入前提下，焊缝区中部的硬度没有显著的降落景象(见图7(a)~(c))。！！！Ｕ庵志跋笫怯捎谌仁淙朐龀そ档土撕附尤鄢乩淙此俣，从而不利于针状α'马氏体组织的析出行为。！！！６谌扔跋烨，热输入对硬度的影响不显著。！！！

2.3.2 焊接接头拉伸机能

图 8 所示为分歧热输入前提下 Ti180 焊接接头及母材的拉伸机能。！！！Ａ司窒允，当热输入量从120 J/mm 升高到 177 J/mm 时，接头的抗拉强度由1010 MPa 增长到 1070 MPa，均高于母材的抗拉强度 (970 MPa)。！！！ 同 时 ， 伸 长 率 由 16.7% 降 低 到11.6%，低于母材的伸长率(18.5%)。！！！120 J/mm热输入量前提下，试样的伸长率能够达到母材的伸长率(90.3%)，显示出优良的综合机能。！！！Ｔ诒竟ぷ髯暄兄，所有拉伸样品断裂于母材地位。！！！Ｓ 2.2.1 节可知，热输入增大会使初生α相所占比例减小、次生针状 α'相的数量和尺寸增大。！！！３跎 α 相的比例越小，残存β相基体的不变性就越低，使得次生α'相形核长大的驱动力变大，导致接头的强度增长而塑性降落[18]，造成电子束焊接Ti180钛合金接头的伸长率要低于母材。！！！５潜竟ぷ髋，通过热输入量的调整，能够减小焊接接头塑性降落的幅度。！！！

图9所示为母材和焊接接头拉伸断口的描摹。！！！Ｓ赏9能够看出，断口截面上出现较深的韧窝，并且没有显著的解理台阶，注明Ti180母材和焊接接头的断裂都为塑性断裂。！！！

3、 结论

1) Ti180钛合金电子束焊接接头焊缝区重要由β柱状晶和针状α'马氏体相组成；；；近熔合线热影响区和中部热影响区由“ghost”状初生等轴α相、次生针状α'相和残存β相组成；；；焊缝区组织由柱状β相和针状的α'马氏体相组成。！！！

2) 焊接热输入的增长会使热影响区各亚区α相比例减小。！！！４ 120 J/mm 增长到 177 J/mm 时，近熔合线热影响区、中部热影响区和近母材热影响区中α相比例别离由37.4%削减到21.8%，由39.1%削减到32.1%，由45.6%削减到39.7%。！！！

3) 焊接热输入的增长会导致接头的伸长率降落，但是抗拉强度仍维持较高水平。！！！５焙附尤仁淙氪 120 J/mm 升高到 177 J/mm 时，伸长率由 16.7%降低到 11.6%，低于母材伸长率 18.5%；；；同时，接头抗拉强度由1010 MPa增长到1070 MPa，高于母材的抗拉强度(970 MPa)。！！！

4) 接头硬度由焊缝区到母材区逐步减小，没有出现显著的软化区，硬度高于母材的硬度(341HV)。！！！Ｈ仁淙肓康脑龀せ岬贾潞阜烨胁康挠捕冉德，但是对热影响区硬度的影响较小。！！！

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