引言
钛合金由于比强度高、耐腐蚀性好、耐高温等优点，被广泛应用于航空航天、医疗和化工等领域。高温钛合金由于长期在高温环境下仍能保持较高的力学性能、蠕变抗力和抗氧化能力，常用来生产航空发动机燃烧室附近的压气机部件，在航空航天领域中占据重要地位 [1-4]。
Ti65合金是在 Ti60 合金基础上研制的一种名义成分为 Ti-5.9Al-4.0Sn-3.5Zr-0.3Mo-0.4Si-0.3Nb-2.0Ta-1.0W-0.05C 的 10 组元近 α 型高温钛合金，设计使用温度为 600~650℃。Ti65 合金密度为4.59g/cm3，相变点为 1040±10℃[5]。相比于 Ti60，Ti65 合金新加入了 W 元素，提高了 Ta 含量，减少了 Mo 和 Nb 含量，有效改善了高温抗蠕变性能，同时仍保持较好的强度 - 塑性、蠕变 - 持久 - 热稳定性匹配。
扩散连接技术是指同种或异种金属、非金属材料，在高温、高压、真空或保护气体环境下，连接表面发生原子扩散的一种可靠连接技术 [6-7]。相比于传统焊接方式，扩散连接技术有效避免了由于金属液熔化而导致的产品质量缺陷，成形零件具有无宏观变形、连接部位缺陷少、无残余应力等优点 [8]。随着航空航天领域轻量化的发展，钛合金扩散连接技术得到了充分发展。以 TC4 合金为例，Lee 等 [9] 研究了 Ti-6Al-4V 在连接温度范围为 850~950℃、压力为 3.0MPa、时间为 60~180min 时的扩散连接工艺，并对 TC4 的高温氧化行为进行了研究；Tang 等 [10] 通过对比 850~950℃相变超塑性扩散连接与 950℃恒温超塑性扩散连接接头组织和性能发现：相变可提高原子扩散速率，改善连接接头性能，抗剪强度更高，最高可达 612MPa；Gao 等 [11] 研究了温度、时间对 TC4 空心结构扩散连接接头性能影响；Cai 等 [12] 通过 MARC 对 TC4 合金三层板超塑成形和扩散结合过程进行模拟，与试验结果进行对比，成形制件界面厚度最大误差不超过 12.5%。目前，国内外对于Ti65板材扩散连接的研究较少，不明确最佳的扩散连接工艺参数，本文通过对Ti65合金板材在不同温度、压力下的扩散连接试验，研究了工艺参数对Ti65钛合金板材扩散连接焊合率和结合强度的影响，为Ti65合金在扩散连接工程应用中提供依据。
1、试验材料与方法
本试验采用的材料为Ti65合金板材，厚度为 2mm。原始Ti65钛合金板材沿 RD 方向的室温单向拉伸工程应力 - 应变曲线如图 1 所示，屈服强度达到了 1173.1MPa，抗拉强度为 1208.9MPa，延伸率为 5.3%。
为通过剪切变形测试界面结合强度，设计了如图 2 (a) 所示的试片，长度 100mm，宽度 40mm，留有 1mm×20mm 缝隙（长度方向为 RD 方向，宽度方向为 TD 方向）。对线切割加工后的试片进行抛光、除油和酸洗处理，去除表面杂质等影响扩散连接效果的因素，如图 2 (b) 所示。
为研究试验温度和压力对扩散连接过程的影响，利用真空热压炉进行扩散连接试验，将待连接的两块金属板置于两块石墨厚板间，金属板上下重叠放置，其中一块板以 TD 方向为轴旋转 180°，使得两块板上的缝错开，形成中间 2mm 宽的搭接区域，上下平台通过石墨板对板材施压，如图 3 所示。扩散试验条件为 920℃/2MPa、940℃/2MPa、940℃/1MPa、940℃/4MPa 和 960℃/2MPa，真空度为5×10-3Pa，保温保压时间为 2h，扩散连接试验后样品如图 2 (c) 所示。
对扩散连接试验后的试样线切割取样，剪切试样尺寸为 80mm×10mm，搭接区域面积为20mm2；拉伸试样标距为 24mm×6mm×2mm，取样方式如图 2 (d) 所示。采用蔡司显微镜观察金相组织，表征焊合效果；采用 MTS 电子万能材料试验机进行剪切、拉伸性能测试。
2、试验结果与讨论
2.1 扩散连接工艺参数对焊合率的影响
焊合率是判断扩散连接界面结合好坏的衡量标准之一，焊合率越高，界面结合情况越好，焊合率的计算公式 [13] 如下：
式中：L为焊合率；L0为焊接剖面焊缝长度；L1为未焊合区域焊缝长度。
2.1.1 压力对焊合率的影响
当压力为 1MPa 时，界面结合处孔洞呈现不连续条状，焊缝区域的金相组织如图 4 (a) 所示，未焊接区域较多，焊合率仅为 69%；图 4 (b) 所示为 940℃下压力为 2MPa、保温 2h 的界面结合形貌，结合区域已转化为晶界，但仍存在少量未结合界面，孔洞高度减小，焊合率为 82%；相同温度和保温时间下，当压力增加至 4MPa 时，焊合率提高至 88%，孔洞数量、尺寸和长宽比均减少，焊缝区域的金相组织如图 4 (c) 所示，仍能观察到少许未焊合区。这说明压力是影响扩散连接的重要参数之一，随着压力的提高，焊合率增加，焊接效果提升，但焊合率增加的速率减缓，逐渐接近 100%，如图 4 (d) 所示。
2.1.2 温度对焊合率的影响
图 5 (a) 所示，当连接温度为 920℃时，结合区域可观察到明显且连续的大尺寸孔洞，只有少部分区域完全接触，焊合效果较差，焊合率仅为 59%；960℃扩散焊接的金相组织如图 5 (b) 所示，未焊合区域基本消失，焊合率达 99%；焊合率随温度的提高而增加，如图 5 (c) 所示。
2.2 扩散连接工艺参数对 RD 方向力学性能的影响
扩散连接过程中，板材在高温环境中保温 2h 左右，微观组织将发生改变（如晶粒长大、相变等），进而对力学性能产生影响。
2.2.1 压力对 RD 方向抗拉强度的影响
图 6 (a) 所示为 940℃下不同压力参数下Ti65板材扩散连接后的 RD 方向力学性能：当压力为 1MPa、2MPa 和 4MPa 时，抗拉强度分别为 984MPa、974MPa 和 959MPa。经过 940℃保温 2h 后，Ti65 板材的室温抗拉强度较原始板材（1208.9MPa）分别降低 18.6%、19.4% 和 20.7%，且随着压力的提高，降幅略有增加。
2.2.2 温度对 RD 方向抗拉强度的影响
在压力为 2MPa 时，材料经 920℃、940℃和 960℃保温 2h 后，RD 方向室温抗拉强度分别为 981MPa、974MPa 和 970MPa，如图 6 (b) 所示。可见，随着扩散连接温度的提高，Ti65 板材 RD 方向的室温抗拉强度逐渐降低，较原始板材分别降低 18.9%、19.4%、19.8%。
抗拉强度从原始材料的 1208.9MPa 下降至 970MPa 左右，主要原因是高温保温后Ti65板材的组织变化：α 相晶粒尺寸随加热温度提高而增大，由 920℃的 8μm 增加到 960℃的 12μm，同时原始板材轧制过程中积累的大量位错，在高温热处理时发生回复再结晶，位错密度大大降低 [17]。
2.3 扩散连接工艺参数对剪切强度的影响
2.3.1 压力对剪切强度的影响
不同压力条件下，扩散连接件的焊缝室温剪切强度如图 7 (a) 所示：940℃下，压力为 1MPa 时，剪切强度为 226.8MPa；当压力增加至 2MPa 时，剪切强度大幅提高至 335.3MPa；压力进一步增加（4MPa）时，剪切强度几乎不发生改变（335.5MPa），达到饱和状态。
2.3.2 温度对剪切强度的影响
当扩散连接压力为 2MPa 时，随着扩散温度的提高，室温剪切强度逐渐增加，如图 7 (b) 所示：920℃扩散连接后，由于存在较多未结合区域，焊接质量较差，室温剪切强度仅为 157.5MPa；960℃扩散连接后，室温剪切强度提升至 349MPa。
室温下Ti65扩散连接焊缝的剪切强度主要取决于焊合率和 α 相晶粒尺寸：随着压力增加、温度提高，焊合率增加（增大焊缝承载剪切的有效面积，提高抗剪能力），但 α 相晶粒尺寸增大（降低材料本身强度），最终焊合率的影响占比更大，使得剪切强度整体呈上升趋势。
2.4 扩散连接机制讨论
扩散连接过程分为 3 个阶段 [6]：1）物理接触阶段；2）扩散、界面推移阶段；3）界面和孔洞消失阶段。由于待焊接试件表面存在粗糙度，扩散连接初期，焊接表面无法完全接触，形成孔洞 [15]；施加压力后，接触区域承受的压力大于Ti65合金的塑性变形抗力，发生塑性变形，接触面积扩大；随着连接进行，接触区域原子高度激活，相互扩散并形成金属键，大部分孔洞消失，界面发生推移；继续扩散后，界面孔洞通过体积扩散、晶界扩散等机制愈合（图 8），未结合区域减少，结合区域组织趋于均匀。
温度对扩散连接的影响主要体现在：提高材料塑性变形能力和原子扩散系数，加速孔洞愈合；同时加速晶粒长大和母材软化。压力的影响包括：促进初期突出区域塑性变形、加速界面原子激活与孔洞愈合、破坏表面氧化物以利于原子扩散、防止扩散孔洞产生 [14]。
3、结论
Ti65板材扩散连接的焊合率随扩散连接温度和压力增大而增加：当工艺参数为 960℃、2MPa、保温 2h 时，焊合率达到 99%，未焊合区域基本消失。
高温保温后，Ti65 板材 RD 方向室温抗拉强度明显降低，主要因 α 相晶粒尺寸增加（920℃时 8μm→960℃时 12μm）和回复再结晶（位错密度降低），且随连接压力和温度提高，室温抗拉强度逐渐下降（较原始板材降幅 18.6%~19.8%）。
随连接压力和温度提高，Ti65 扩散连接件的室温剪切强度逐渐增加且增幅降低：960℃、2MPa、保温 2h 时，剪切强度达到 349MPa，焊合率提升对剪切强度的贡献大于晶粒长大的负面影响。
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（注，原文标题：工艺参数对高温钛合金Ti65扩散连接性能的影响）
相关链接
- 2024-11-09 激光沉积Ti65钛合金显微组织和疲劳性能
