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研究電子束焊接態 TB10 鈦合金的顯微組織和力學性能。結果表明：TB10 板材焊區經過固溶及雙重時效后，可得到較好的強度配合以及優異的顯微組織和力學性能；焊接和焊接前的熱處理工藝使焊區的抗拉強度、屈服強度和塑性均有所下降；經過(725 ℃, 1 h, FC)固溶處理后經雙重時效處理后，焊區的沖擊斷裂韌性達到 31.3~45.6J/cm2；固溶+雙重時效處理后，合金基體和焊區的顯微組織由 β 相、粗大的初生 α 相、短小細長的針狀次生 α 相組成；熱處理后，合金元素在不同相中的重新分布使各相變得更加穩定。

近 β 型鈦合金 Ti-5Mo-5V-2Cr-3Al[1]，含有 3% α 穩定元素 Al，5%同晶型 β 穩定元素 Mo 和 V，2% 共析型 β 穩定元素 Cr，Kβ=1.10，簡稱 Ti-5523 合金， 合金牌號為 TB10[2?3]。該合金中，β 穩定元素總含量 在臨界濃度附近，使得合金兼有 α+β 型和亞穩定 β 型 鈦合金的性能特征，具有比強度高，斷裂韌度和沖擊 韌性好[4]，淬透性高，加工性能優異等一系列優點， 在航空、航天、兵器及民用領域有著廣泛的應用前景。 采用優質、高效和經濟的電子束焊連接手段，來 提高大厚壁結構件的整體性能，是十分必要的。本文 作者介紹了 TB10 合金電子束焊接組織與性能，為近 β 型鈦合金 TB10 大厚壁結構件的實際應用提供依據。 1 實驗 1.1 實驗用料 采用工業規模合金錠型 3 t，其合金鑄錠化學分析 通信作者：張 翥，教授；電話：010-62033927；E-mail: zhangzhu1938@126.com s184 中國有色金屬學報 2010 年 10 月 結果見表 1。鑄錠經多火次鍛造成直徑 75 mm 的棒材， 再精鍛成 35 mm×70 mm×1 200 mm 板條料。將 35 mm×70 mm×1 200 mm 精鍛板條料切割成 35 mm×70 mm×120 mm 若干條。采用淬火金相法測得 轉變溫度 tβ為 815 ℃，經兩相區固溶處理(見表 2)后加 工，得到電子束焊接用實驗料。 表 1 合金鑄錠的化學成分 Table 1 Chemical composition of ingot (mass fraction, %) Position Al Mo V Cr O Upper 3.0 4.9 5.10 2.00 0.080 Middle 3.0 5.0 5.10 2.10 0.080 Down 3.0 4.9 5.10 2.10 0.080 Position H C N Fe Si Upper ＜0.001 0.02 0.027 0.040 0.020 Middle ＜0.001 0.02 0.030 0.040 0.030 Down ＜0.001 0.01 0.031 0.040 0.020 表 2 焊接坯料板條材的固溶處理 Table 2 Solution treatment of TB10 weld plate billet Plate Solution treatment D 785 ℃, 1 h, FC E 765 ℃, 1 h, FC F 745 ℃, 1 h, FC G 725 ℃, 1 h, FC 1.2 實驗方法 采用 ELA?30 型真空電子束焊機對 TB10 板料進 行焊接。在 33 mm×55 mm×120 mm 板條的寬度中心 沿長度方向焊一條縱向焊縫，研究焊縫的橫向性能。 在 33 mm×70 mm×120 mm 板條的寬度中心和間隔 15 mm 處沿長度方向焊 3 條縱向焊縫，研究焊縫的縱 向性能。焊接后的試樣經熱處理后(熱處理制度見表 3)對其橫、縱向力學性能進行測試，采用金相顯微鏡 及 JEM 2000FX 透射電鏡對其微觀組織進行觀察。 表 3 試樣熱處理制度 Table 3 Heat treatment of specimens Code Heat treatment R1 (785 ℃, 1 h, FC)+(520 ℃, 8 h, AC)+(620 ℃, 30 min, AC) R2 (765 ℃, 1 h, FC)+(520 ℃, 8 h, AC)+(620 ℃, 30 min, AC) R3 (745 ℃, 1 h, FC)+(520 ℃, 8 h, AC)+(620 ℃, 30 min, AC) R4 725 ℃+(520 ℃, 8 h, AC)+(620 ℃, 30 min, AC) R5 725 ℃, 1 h, FC 2 結果與討論 2.1 合金的微觀組織 2.1.1 母材的基體組織 用金相顯微鏡、JEM?2000FX 分析型透射電鏡觀 察經 R3 熱處理后試樣的微觀組織(見圖 1)。由圖 1 可 知，金相組織由 β 相和彌散析出的 α 相組成。 經 R3 熱處理后合金的微觀組織如圖 2 所示。由 圖 2 可知，合金的微觀組織是由 β 相、粗而長的針狀 初生 α 和短而小的針狀次生 α 相組成的。 圖 1 R3熱處理合金的微觀組織 Fig.1 Microstructures of TB10 alloy after R3 heat treatment 圖 2 R3 處理后合金的 TEM 像 Fig.2 EM images of TB10 alloy after R3 treatment: (a) Bright field image; (b) Dark field image 第 20 卷專輯 1 張 翥，等：TB10 鈦合金的焊接組織與性能 s185 2.1.2 電子束焊接后的焊縫組織 經過電子束焊接后焊縫的組織如圖 3 所示。 焊縫的 TEM 像如圖 4 所示。由圖 4 可知：合金 焊縫經 R4 熱處理制度處理后的組織由鑄態 β 相、 粗 而長的初生 α 相和彌散分布的短而小的針狀次生 α 相 組成。與圖 2 對比可知，焊接組織的針狀次生 α 相比 母材的變粗變長。 圖 3 起弧端及收弧端焊縫的組織 Fig.3 Macrostructures of weld zone: (a) Begin weld; (b) Finish weld 圖 4 R4 熱處理后合金焊縫的 TEM 像 Fig.4 TEM images of weld zone after R4 treatment: (a) Bright field image; (b) Dark field image 2.2 合金的力學性能 2.2.1 合金母材的力學性能 從 35 mm×70 mm×120 mm 板條一邊切取的縱 向母材試樣研究合金的縱向力學性能。從 35 mm×58 mm×120 mm 板條切取的橫向母材試樣研究合金的橫 向力學性能。試樣經熱處理后對其力學性能進行測試， 其結果如表 4 所列。 從表 4 中合金的橫、縱向性能可以看出，合金的 強度隨固溶處理溫度的降低而增大，塑性隨固溶處理 溫度的降低而降低；經 R3 熱處理后，試樣的縱向綜 合性能較好；經 R4 熱處理后，試樣的橫向綜合性能 較好。 表 4 合金母材的力學性能 Table 4 Mechanical properties of alloy Heat treatment Direction Rm/ MPa Rp0.2/ MPa A/ % Z/ % Vertical 920 905 20.0 65.0 R1 Lateral 915 890 20.0 59.0 Vertical 930 920 17.5 61.5 R2 Lateral 945 920 17.5 54.0 Vertical 950 935 17.0 58.0 R3 Lateral 955 925 19.5 58.0 Vertical 985 965 11.0 43.5 R4 Lateral 985 965 18.5 57.0 2.2.2 電子束焊焊接性能 用 35 mm×70 mm×120 mm 板條材研究 TB10 合 金的縱向焊接性能，將固溶處理后加工好的 33 mm×70 mm×120 mm，在寬度中心和間隔 15 mm 處 沿長度方向焊 3 條縱向焊縫，研究合金的縱向焊縫性 能。焊后經熱處理后對其拉伸性能進行測試。測試結 果見表 5。 由表 5 中數據可以看出：縱向試樣在兩相區經固 溶＋二次時效處理后，塑性較高，其強度隨兩相區固 溶溫度的降低而提高。而經 R4 制度熱處理后，試樣 的拉伸性能最好；經 R3 制度熱處理后，試樣的拉伸 性能次之。 合金的縱向焊縫焊接系數(焊接后性能與焊接前 性能的比值)如表 6 所列。由表 6 可知，經 R4 制度處 理后，合金的綜合性能最好。 用 35 mm×57 mm×120 mm 板條材研究 TB10 合 金的橫向焊接性能，將固溶處理后加工的 33 mm×55 mm×120 mm 板材在寬度中心焊一條縱向焊縫。焊接 后的板條進行不同制度的熱處理后合金的橫向性能如 表 7 所列。 s186 中國有色金屬學報 2010 年 10 月 表 5 合金焊縫的縱向性能 Table 5 Mechanical properties of alloy weld zone at vertical direction Plate Heat treatment Specimen Rm/ MPa Rp0.2/ MPa A/ % Z/ % Weld zone 845 830 11.5 31.0 D R1 Base 920 905 20.0 65.0 Weld zone 860 845 10.0 17.5 E R2 Base 930 920 17.5 61.5 Weld zone 895 885 11.5 21.5 F R3 Base 950 935 17.0 58.0 Weld zone 905 885 10.5 22.5 G R4 Base 985 965 11.0 43.5 表 6 合金焊縫的縱向焊接系數 Table 6 Welding coefficient of joint of alloy at vertical direction Heat treatment R′m R′p0.2 A′ Z′ R4 0.92 0.91 0.53 0.91 R3 0.92 0.93 0.36 0.68 R2 0.91 0.92 0.42 0.57 R1 0.91 0.92 0.42 0.57 R′m=Rm, 1/Rm, 0; R′p0.2= Rp0.2, 1/Rp0.2, 0; A′ =A1/A0; Z′ =Z1/Z0; 下標 1 指焊后性能；下標 0 指焊前性能。 表 7 板條橫向焊接接頭的力學性能 Table 7 Mechanical properties of weld zone of plate at lateral direction Plate Heat treatment Specimen Rm/ MPa Rp0.2/ MPa A/ % Z/ % Weld zone 965 920 9.0 18.5 R5 Base 985 965 18.5 57.0 Weld zone 945 925 10.0 24.5 G R4 Base 985 965 18.5 57.0 Weld zone 920 890 8 18.5 F R3 Base 955 925 19.5 58.0 Weld zone 910 885 16.0 51.0 E R2 Base 945 920 17.5 54.0 Weld zone 865 840 8.5 36.0 D R1 Base 925 895 20.0 58.5 由表 7 可以看出，橫向試樣經兩相區固溶＋二次 時效處理后，其性能為中強、高塑性，其強度隨兩相 區固溶溫度的降低而提高。而采用 R4 制度熱處理后， 試樣的拉伸性能最好；經 R3 制度熱處理后，試樣的 拉伸性能次之。 不同熱處理制度處理后合金焊縫橫向焊接系數如 表 8 所列。由表 8 可知，經 R4 制度熱處理后，合金 綜合性能最好。 表 8 合金焊縫的橫向焊接系數 Table 8 Welding coefficient of joint of alloy at lateral direction Heat treatment R′m R′p0.2 A′ Z′ R5 0.98 0.96 0.34 0.49 R4 0.96 0.96 0.55 0.63 R3 0.96 0.96 0.42 0.33 R2 0.94 0.93 0.46 0.51 R1 0.94 0.94 0.47 0.37 2.4.3 合金焊縫橫向焊接接頭的沖擊性能 根據合金焊縫橫向焊接接頭力學性能研究結果， 采用焊接＋固溶＋二次時效的熱處理制度研究合金焊 縫橫向接頭沖擊性能。不同板材焊后的熱處理制度如 表 9 所列。 不同熱處理制度處理后材料的沖擊性能如圖 5 所 示。從圖 5 可以看出，根據熱處理制度的不同焊接接 頭其沖擊韌性 αKU在 34.8~85.4 J/cm2 之間，基體的沖 擊韌性 αKU在 86.7~104.4 J/cm2之間。隨著固溶溫度的 升高，焊接接頭(板材表面和近表面)的沖擊韌性隨之 增高，焊接接頭的沖擊韌性明顯低于母材的沖擊韌性， 焊后的沖擊韌性約為母材的 30%~50%。 由以上分析可以得到合金橫向焊接接頭不同強度 級別的 Rm-αKU的匹配關系，結果如表 10 所列。從表 10 可以看出，經 R4 制度處理后，焊接接頭的 Rm與 αKU 表 9 板材焊后熱處理制度 Table 9 Postweld heat treatment of plate Plate Heat treatment D (785 ℃, 1 h, FC)+(520 ℃, 8 h, AC)+(620 ℃, 30 min, AC) E (765 ℃, 1 h, FC)+(520 ℃, 8 h, AC)+(620 ℃, 30 min, AC) F (745 ℃, 1 h, FC)+(520 ℃, 8 h, AC)+(620 ℃, 30 min, AC) G1 725 ℃, 1 h, FC G2 725 ℃+(520 ℃, 8 h, AC)+(620 ℃, 30 min, AC) 第 20 卷專輯 1 張 翥，等：TB10 鈦合金的焊接組織與性能 s187 圖 5 不同板材焊后的熱處理沖擊韌性 Fig.5 αKU of different plate after postweld heat treatment 表 10 合金橫向焊接接頭 Rm 和 αKU的匹配關系 Table 10 Relationship between Rm and αKU2 of alloy at horizontal direction Specimen Rm/ MPa Rp0.2/ MPa A/ % Z/ % αKU/ (J·cm?2 ) G1 968 923 8.5 18.5 35.6 G2 946 920 11.3 30.4 40.3 F 920 886 8.9 31.0 44.6 E 890 880 10.0 36.0 61.8 D 878 854 8.5 31.0 80.6 匹配關系最好；經 R3 制度處理后，焊接接頭的 Rm與 αKU匹配關系其次。 3 結論 1) 母材和焊縫的組織均由 β 相、粗而長的針狀初 生 α 和短而小的針狀次生 α 相組成。與母材組織相比， 焊接組織中的針狀次生 α 相變粗變長。 2) TB10 合金母材板條經固溶＋二次時效處理后 獲得中強、高塑性能，縱向及橫向力學性能的強度均 隨固溶處理溫度的降低而增大，塑性隨固溶處理溫度 的降低而降低。 3) 隨著固溶溫度的升高，焊接接頭(板材表面和 近表面)的沖擊韌性增大，焊接接頭的沖擊韌性明顯低 于母材的沖擊韌性，焊后的沖擊韌性約為母材的 30%~50%。 4) 在中強狀態下，725 ℃+(520 ℃, 8 h, AC)+ (620 ℃, 30 min, AC)制度(R4)處理后焊接接頭的 Rm與 αKU匹配關系最好。