专业英语译文(材控专业)

对近—α钛合金的摩擦与电子束焊的比较评估

摘要：

对于电子束和摩擦焊接的研究已在TIMET 834一种近—α钛合金上实施。此项研究还集中在焊后热处理方面以及他们对机械性能的影响。同时评估了母材微观结构对韧性的影响，以此来解释在焊缝韧性上观察到的趋势。电子束焊含有微孔隙，而摩擦焊却免除了这些凝固缺陷。与电子束焊接相比摩擦焊接表现出非常好的等轴晶粒。电子束焊具有更好的抗蠕变和应力破裂性质和稍高的强度。同时两者焊缝的冲击韧性不相上下。由于硅化物沿马氏体板条边界析出，焊后焊缝老化造成冲击韧性减少。

1.引言

钛和钛合金具有密度低，良好的高温力学性能和良好的耐腐蚀的特点，满足了医疗，航空航天，汽车，石化，核能和发电行业的苛刻的性能和可靠性要求[ 1-3]，导致了它们在这些领域多元化的成功应用。在室温下钛呈现六方晶体结构（α），并882℃以上发生同素异形转变，变为体心立方结构（β）。由于其低的扩散性，六方晶体结构具有有利于蠕变的关键应用。通过适当的添加合金元素，室温相可以保留到β的转变线以上，反之亦然。在工程应用中通过调节所使用的合金组分的含量，使之包含不同配比的α和β相，以此来满足特定的应用要求。包含2–3% β相的合金可以被归类为近α合金，并且在所有的钛合金里，它表现出较为优越的蠕变特性。通过热机械加工和热处理对钛合金的微观结构进行操作。当在β转变线下对拥有足够残余应变能（来自热机械加工）的近α和α+β钛合金进行热处理时，一部分α相再结晶为等轴的α剩余的β相转变为介于针状或板条状α和残余β之间的物质。如双峰的微观结构显示为蠕变，疲劳和韧性的最佳组合，[4]。在某一温度下α和β相的比例取决于组成。由于热处理窗口的有效利用，相的比例保持稳定（微观结构的稳定性）应该比较容易实现。在这个方向的研究引起了TIMET 834的发展。近—α钛合金，TIMET 834的研发，是为了满足喷气发动机的压气机级作为阀片和叶片组，对高温，可焊接，钛合金件拥有较好的抗蠕变强度，疲劳性能和耐缺陷微观结构的要求[5,6]。航空发动机盘的设计，要求除其他事项外，它并没有经历过多的蠕变也很难发生蠕变失效。尽管在β相领域，经过固溶退火处理后，IMI的829（β待熔合金）相比于其他钛合金拥有最高的承温能力，它也有一些缺点，首先在接近β转变线时其固有的处理难度，其次是较低的抗拉强度和疲劳强度。因此，主要的要求是改善高温性能和拉伸疲劳状况，这些可以通过处理α / β的合金来实现。这就导致了IMI 834 [7]的发展。

它具有许多不同的微观结构，这取决于它的固溶退火处理[5]。碳元素的添加，同时作为一种α助剂和强化元素，在扩大热处理窗口方面，它还有第二个重要的功能，从α相转变为β相发生在β渐近线的浅层边坡处。

一种双峰的微观结构，是在约600℃的使用温度下满足性能的最佳选择。理想的微观结构是细（β）晶粒尺寸，转变为β相时具有高的体积分数。TIMET 834经过典型的热处理，使得7.5-15％的体积分数等轴细晶粒层状α相转化为β相，它被认为是实现性能要求最好的折衷选择。预计将达到最佳妥协的性能[6,7]。在（α+β）两相区，初始α相的体积分数取决于固溶热处理，同时层片间距取决于淬火速率[10]。

钛合金的焊接主要局限于熔焊焊接工艺，如钨极气体电弧焊接（GTAW），气体金属弧焊（GMAW），等离子弧焊，激光束焊（LBW）和电子束焊（EBW）[1]。，钛的熔化焊焊缝容易因气体释放产生微孔隙[11-15]，这会对疲劳性能产生不利影响[15,16]。据报道，固相焊，如摩擦焊可以避免这些问题[15]，它是用来获得高性能的拥有（α+β）或β相处理微观结构的钛合金接头[17]。考虑到上述问题，展开了对电子束焊和摩擦焊比较评价。

2.实验方法

2.1.母材

在转变温度以区域下热轧直径22毫米的棒材用于摩擦焊的研究。电子束焊接所用的材料为在1000℃下热轧得到的15毫米厚的板材，此板材通过在1000℃下锻造30毫米厚的钢坯获得。母材的组成如表1所示。

β相的转变温度为1055℃。锻造和轧制条件下的材料微观结构不稳定。为了稳定的微观结构，材料在1020℃经过固溶处理，在700℃（STA）再次固溶处理。在此热处理之后原等轴α+组织转化β相。在不同温度下进行热处理得到最佳体积分数α（20-22％），如图1a所示。这种显微组织的母材性能如表2所示。母材也经过β相的热处理，具体细节如表3所示，它的微观结构如图1b。

2.2.焊接

摩擦焊在一个连续驱动的摩擦焊接机（每燃烧10㎜

提供150KN的力）上进行，并且受7.9KN和38KN的

恒定的摩擦力和锻造力，转速为1200 rpm。

电子束焊进行了低电压铁制电子束焊接机上进行电

压为60 kV功率为80 kW。十五毫米厚的钢板在55

kV、105 mA的恒定电子束下分别以0.75，1.00和

1.25m/min的三种速度进行平焊。

2.3. 焊后热处理

热处理包括两种类型，即（I）固溶时效处理（STA）

（II）焊后时效处理（PWA）。同时对固溶后的冷却

效果也进行了研究。表3提供了一些热处理的命名以

及它的一些细节。每个焊缝由其母材的加工历史及随

后的焊后处理来确定。

2.4。金相和机械性能

在传统的金相样品制备后，进行了宏观和微观检查。实验中通过透射电镜对焊缝进行了检查，检验在STA和时效处理后焊缝微观结构变化的发生。当纯拉伸试样在焊缝外失效时进行了缺口拉伸试验[18]。测试采用了标距长度为25毫米，缺口位于焊缝中心处的标准样品配置。缺口位于焊缝中心，尺寸为10㎜×10㎜×55㎜的Charpy‘V’型缺口试样在试验中被应用。测试在室温下进行。

蠕变和应力破裂试验在在单臂比为50:1的恒定负载下进行。在温度为873 K，压力为150 MPa下进行蠕变试验，同时应力破裂在923 K，220 MPa的压力下进行。在蠕变试验中蠕变百分比记录了100 h。在进行应力破裂测试时也得到了预期的裂纹。

3。结果

3.1。摩擦焊

3.1.1。金相

焊缝外形和焊缝的微观结构，变形区和母材区的比较如图.2所示。焊缝区域

包含了优质的初始β细晶粒及转变而来的β相组织和板条马氏体。由于周边地

区的温度较高，在焊缝周边的初始β相晶粒尺寸很粗糙。楔形状的焊缝在周

边地区产生的热量更多。与焊缝相邻处的等轴α也经历变形，变形主要发生

在周围区域，可能是由于此区域速度较高，如图3所示。在光学级下焊后时

效处理并没有显示微观结构的变化

3.1.2。机械性能

表4提供了母材加工的历史和焊后热处理对断口拉伸强度，冲击韧性，蠕变

和应力破裂性质的影响。表4中同时提供了在1020℃下固溶处理后，冷却速

度对机械性能影响的部分

3.1.2.1。缺口拉

伸强度。焊缝的

缺口拉伸强度，

当焊接条件与母

材的固溶处理和时效处理条件的匹配被纳入考虑范围时，母

材的缺口拉伸强度的分散（见表2）。焊后时效处理导致缺口

拉伸强度的降低。fractograhic检查揭示，断裂是韧性断裂，

焊接条件和PWA造成像断裂一样的解理裂纹（图4a和b）。

3.1.2.2。冲击韧性。焊后热处理导致韧性急剧降低至6 J。断

裂特征由韧性断裂变为解理断裂（图4c和d）。在焊接条件下

的剪切唇是显而易见的，同样在焊后时效条件下剪切唇也很

明显。这种性质的差异可能是时效处理后延展性降低的结果。

3.1.2.3。蠕变和应力断裂。焊缝受到时效处理时，其蠕变和

应力断裂性能得到改善。据观察，与油淬火相比，固溶退火

后的空冷将得到更好的抗蠕变和应力破裂性能。冷却速度对

蠕变性能的影响同对近α[19]和α+β合金[16]的趋势报道一

样。