钛合金在工业上的应用越来越广泛，焊接钛合金的方法不断更新迭代。本文探讨了一种焊接钛合金的新趋势与新进展。本文为第二部分。

4．钛合金的异种焊接

异种钛合金焊接需求的不断增加，促使许多研究人员对各种应用中不同焊接工艺对异种接头性能的影响进行了研究。对这些研究的回顾表明，对不同钛合金焊接不同组合性能的研究对航空航天应用最有利。

双激光实验装置

4.1异种钛合金焊接件（DTW）的应用

在工业中，主要关注的问题之一是通过使用高效材料来减少环境影响并提高组件性能。其中一个例子是开发集成式发动机。将高温钛合金（如Ti-Al-Sn-Zr-Mo-Nb-W-Si系列）与相对低成本、中温和高强度的钛合金连接在一起。TA15合金与BTi-6431S的焊接，可用于使用飞机发动机的关键部件。另一个潜在应用是具有高动态负载的压缩机，其中需要连接叶片和磁盘等部件，并暴露在可变温度下。在这种情况下，暴露在高温和低工作应力下的叶片需要具有良好蠕变抗力和断裂韧性的钛合金，如Ti–22Al–25Nb。同样，由于高工作应力（例如TA15合金），圆盘材料应具有良好的延展性和低周疲劳性能。Ti17和Ti–6Al–4V合金的异种焊接也被报道用于具有低温断裂韧性（Ti17的一个属性）和轻质特性（Ti–6Al–4V）的混合结构中。

在航空航天应用中，另一种可能用于与Ti–6Al–4V焊接的钛合金是Ti–22Al–25Nb合金。由于有序的正交相，该合金具有较高的断裂韧性、比强度和室温延展性。Froend等人报告了异种cpTi/Ti-6-4焊接接头在飞机工业中的应用。他们指出，大多数航空航天钛合金具有高强度和低成形性，因此在飞机外皮材料中使用它们具有挑战性。因此，使用cpTi/Ti-6-4复合结构，其中cpTi用于外皮材料，而高强度Ti-6-4合金用作纵梁材料（图4）。

图4 激光焊接t接头在cpTi表面和Ti-6Al-4V纵梁材料b之间Ti–6Al–4V界面区域的高倍显微图

在所有上述研究中，可以观察到，不同钛合金之间DTW接头的合成性能取决于许多因素，如化学成分、物理和机械性能等。例如，自生焊缝的抗拉强度可能高于收到的钛合金。类似地，在表2所示的其他趋势中，焊接接头强度与低强度合金相当，甚至可以比高强度合金更高。然而，这种趋势不能概括，因为基于合金化学，DTW接头的强度可能低于两种基础合金。第4.2节讨论了影响这些趋势的潜在因素。

表2 异种钛合金的焊接研究

4.2 DTAW中的问题和解决方法

由于材料性能的不兼容性，任何金属组合的异种焊接都会导致一些固有问题。在DTAW中，许多研究人员观察到了焊接区软化的问题。例如，在Ti–22Al–25Nb/TC11接头的电子束焊接中，观察到由于软B2相的形成，热影响区的显微硬度降低，冲击韧性降低。在Ti-22Al-25Nb/TA15的激光焊接、Ti-22Al-25Nb/TA15的TIG-激光混合焊接、Ti-6Al-4V/Ti-4.5A1-3V-2Fe-2Mo的CO2激光焊接、BTi-6431S/TA15的激光焊接、Ti-6-4/beta-C的激光焊接以及Ti–15V–3Cr–3Al–3Sn/Ti–6Al–4V的激光焊接和Ti55/TA15的电子束焊接中也观察到了类似的行为。

熔合区（FZ）软化与以不同组合焊接的钛合金的MoEQ有关。纯钛是一种α合金，由于α相结构完整，强度降低，但耐腐蚀性良好。在纯钛中添加合金会导致AlEQ（稳定α相的元素）和MoEQ（稳定β相的元素）的值发生变化。不同合金元素转化为Mo和Al当量的换算公式如下：

MoEQ值较高的合金组合焊件在焊态（AW）条件下表现出较高的显微硬度。例如，在表3中，一些合金组合以及MOEQ和相应的FZ显微硬度在焊态条件下给出。可以看出，对于异种钛合金接头，如果任何合金的MoEQ较高，则产生的FZ硬度可达到400HV，并且有利于在FZ中形成马氏体。这表明，显微硬度以及由此产生的异种接头的机械性能是MoEQ值的强大函数，可以通过改变合金成分在特定应用中进行控制。

表3 不同DTWs具有不同MOEQs值的FZ硬度

4.2.1DTWs中的微观结构演变

DTWs中焊缝微观结构演变涉及的许多影响因素包括焊接参数、光束偏移条件以及母材中α和β稳定剂的数量及其初始微观结构。对于大多数钛合金焊接件，由于在凝固过程中经历了快速冷却，FZ由针状针状α相和马氏体α相组成（图5）。焊接工艺及其参数对DTW的FZ和HAZ显微组织有重要影响。通过焊接过程的加热部分，当熔化过程中超过β转变温度时，α相完全转变为β相。

然而，在随后的冷却过程中，只有当温度梯度高于410℃−1时，β向α的转变才无扩散(完全马氏体)。

图5 电子束焊接TA15/Ti55DTWs的FZ显微组织——接头b针状α区、c马氏体α'区概述

冷却速度取决于焊接过程加热阶段的峰值温度以及焊接加热和后加热阶段的保护气体流量。在焊接过程中，加热的峰值温度取决于相关热源的功率密度。如图3所示，因为激光和电子束中放大光的密集热源以及预期的高冷却速，LBW和EBW具有比TIG和FSW工艺更高的功率密度。

然而，EBW中没有保护气体会降低冷却效果，FZ中很难实现完全的马氏体相变，尤其是钛合金，因为它们的导热性较低，耐热性增强。这可以在图5中观察到，其中TA15/Ti55 DTW EB焊接件的FZ中存在针状α和马氏体α'。在LBW中，最佳焊接参数的组合可能导致完全的马氏体相变，并且可以在图6c中Ti-6-4/SP-700 DTW的CO2激光焊接FZ中观察到。

图6 Ti-6-4/SP-700 CO2激光焊接的不同区域显微组织，a为接收态Ti-6-4, b为接收态SP-700 c为 FZ, d为FZ,PWHT为704℃。

DTWs FZ中马氏体相变的程度也取决于两种合金中β稳定剂的数量。β稳定元素数量的增加增加了对马氏体转变的抵抗力，并导致马氏体起始温度（Ms）的降低。由于焊接过程中FZ的峰值温度较高，与相邻HAZ相比，相应的温度梯度也非常高。由于这个原因，与热影响区相比，高温区的马氏体相变程度非常显著，热影响区的温度略高于β透射温度，从而在一定程度上导致相变和微观结构演变。

4.2.2时效和焊后热处理（PWHT）

另一个重要方面是异种焊接接头对时效硬化的响应，这也是MoEQ的强大功能。具有高MoEQ的焊接接头具有较高的保留β含量，因此在PWHT期间经历相对较多的硬化。另一方面，AlEQ的增加和MoEQ的降低降低了保留的β，从而导致异种钛合金焊接态FZ中形成更粗的晶粒，从而提高了的冲击韧性。

图7显示了具有不同MOEQ量的许多DTW的显微硬度随焊后热处理温度的变化。可以观察到，随着焊后热处理温度增加到480°C，FZ的显微硬度增加。这归因于FZ中α（针状马氏体和针状α）含量的增加，由于热处理程序，导致更致密和细化的沉淀。为了进一步理解这种现象，考虑Ti-6 4/Ti-6—6-2 DTWS（39）的FZ的TEM显微照片（图8），其中对α-集落进行了焊接和热处理（480°C）的样品。

图7 PWHT温度对不同焊缝Ti-6-4/Ti-15-3、Ti-6-4/Ti-6-6-2、Ti-6-4/SP700中FZ显微硬度的影响

在焊态条件下，α板条之间的区域仅由β相组成（图8a），而对于480°C下的PHWT，在图8b中可以看出，存在纤维状α+β结构，其导致硬度增加。在Ti-6-4/Ti-15-3 DTW的焊态熔合区中未观察到α板条之间的α+β层间形态（图8c）。焊后热处理温度升高超过480°C导致Ti-6-4/Ti-15-3[41]、Ti-6-4/Ti-6-6-2、Ti-6-4/SP700 DTW的FZ硬度降低，如图7所示。这是因为在DTWs的FZ中，血小板α的形成和晶界处厚α层的生长。

图8 Ti-6-4/Ti-6-6-2DTWs a在480°C下焊后热处理时的FZ TEM图像和Ti-6-4/Ti-15-3 DTWs在焊后热处理时的FZ TEM图像

此外，可以在图7中观察到，在Ti-6-4/Ti-15-3的DTW中，与Ti-6-4/Ti-6-2（从室温下的380 HV到483°C下的412 HV）或Ti-6-4/SP700相比，高达427°C的焊后热处理导致显微硬度的最大增加（从室温下的289 HV到427°C下的近483HV）（从室温下的398 HV到478°C下的约437 HV）这是因为如图9所示，Ti-15-3母材中的MoEQ约为13.8。从图7和图10中可以进一步看出，显微硬度和NTS值对PWHT的敏感性随着DTWs中任何合金MoEQ的降低而降低，就像Ti-6-6-4/Ti-6-4焊缝的情况一样。

图9 a Ti-6-4/Ti-15–3、b Ti-6-4/Ti-6-6-2和cTi-6-4/SP700三种不同类型焊缝的AlEQ和MoEQ变化规律

图10和图7的比较表明，焊后热处理对显微硬度的影响与对NTS值的影响相反。焊后热处理温度升高至近483°C导致所有异种焊接件的维氏硬度增加，NTS值降低。焊后热处理温度进一步升高超过500°C会降低维氏硬度并增加NTS值。这种行为可归因于DTW中FZ显微硬度的增加导致缺口脆性的增加

图10 PWHT温度对Ti-6-4/Ti-15-3、Ti-6-4/ ti -6-2、Ti-6-4/SP700焊缝FZ NTS值的影响

4.2.3光束偏移的影响

在这种方法中，焊接过程中的能源束稍微偏离焊缝中心线。Ti55/TA15电子束焊接中光束偏移位置示意图如图11所示。这种方法只能在一定程度上用于束焊工艺，如LBW、EBW和搅拌摩擦焊。偏移梁的目的是改变每个BM对焊缝区成分的贡献，以改善焊缝性能。该技术最初用于钛合金与其他金属（如铝合金）的焊接，其中光束偏移的目的是减少焊接接头中形成脆性金属间相的程度。在这种方法中，向特定基底材料偏移光束会增加其对FZ的贡献。

例如，在图12中，可以观察到FZ的MoEQ和AlEQ是Ti55/TA15接头焊接中电子束偏移的强大函数。这种依赖性是由于梁相对于焊缝中心线的位置变化对焊缝区合金元素夹杂物的影响。焊接中光束的实际偏移通常并不直接，需要一个反馈回路（LBW情况下为光电探测器）来检测光束的位置。

图11 Ti55/TA15焊缝电子束焊接束偏移位置示意图

图12 电子束偏移对Ti55/TA15焊缝FZ中AlEQ和MoEQ的影响

光束偏移对DTW FZ中的马氏体变换也存在显著影响。通常，将光束向含有大量β稳定元素的合金偏移会导致FZ中αʹ马氏体的减少。这种效应归因于由于FZ中β稳定元素的增加而导致马氏体起始温度（Ms）的降低。Zhang等人研究了激光束偏移对BTi-6431S/TA15异种焊缝性能的影响。他们观察到，马氏体相变也受到光束偏移量变化的影响。例如，如图13所示，将光束向TA15（β稳定含量较低）侧偏移可增强马氏体相变并增加焊缝的显微硬度。这是因为FZ中的β稳定元素减少导致马氏体起始温度升高。

图13 BTi-6431S/TA15焊接中不同激光束偏移的FZ显微结构，a向TA/15偏移0.2 mm，b向BTi-6431S偏移0.2 mm，c向BTi-6431S偏移0.2 mm

在DTWs中，朝向特定基底金属的热影响区宽度随着基底合金导热性的增加而增加。两种基材的热膨胀系数之间的显著差异也会显著扭曲熔池形状，使其不对称。此外，光束偏移也会显著影响HAZ区域，相当大的偏移可能会导致焊缝金属接合处未对准，如图14所示，其中有一个朝向DTW 21S侧的显著光束偏移（图14b），而在图14a中，T50/T-6-4DTW是在没有光束偏移的情况下获得的。

图14 DTWs a T50A/T-6-4、b T50A/21S的焊缝金属接合处未对准

4.2.4焊接区气孔

DTWs的另一个重要方面是FZ中孔隙的形成。在将β-钛合金与α-或α+β-钛合金焊接时，这是一个更值得关注的问题。由于熔池的动态对流及其吸收先前溶解气体（主要是氢）的限制，会产生孔隙。气孔形成的位置取决于许多因素，如焊接速度或FZ与HAZ/FZ界面的距离，该界面起到气孔移动的固体壁的作用。气孔的产生归因于β-钛合金中高钼和铌含量的存在，这降低了焊接过程熔融阶段焊接池中氢的溶解度。由于BTi-6431S是一种β-钛合金，因此在BTi-6431S/TA15 DTW的LBW中观察到相当大的孔隙率。同样，在TA6V/21S的激光焊接中，也通过SEM因子图（图15）观察到显著的孔隙率，其中21S（Ti–15Mo–3Al–2.7Nb–0.2Si）为β-钛合金。报告的气孔形成的另一个可能原因是激光焊接操作中从焊接传导模式过渡到小孔模式。

图15 TA6V/21S DTWs激光焊接中通过SEM因子图获得的孔隙率图像

通过偏移光束，孔隙率的形成可以得到相当大的控制。在DTWs中，当两种基材的显微硬度存在显著差异时，两个方向上相当大的光束偏移会促进FZ中孔隙的产生，导致拉伸试验期间过早断裂。然而，光束向较软合金偏移更容易产生气孔。Yeganeh等人的工作对此进行了研究，重点是研究电子束偏移对Ti55/TA15焊接接头性能的影响，特别是显微硬度和抗拉强度。他们观察到，无论光束偏移如何，FZ的硬度始终小于Ti55 BM。他们进一步观察到，通过将光束移动到Ti55侧，FZ的硬度可以在一定程度上增加；然而，考虑到溶质原子的蒸发，这种增加是有限度的。此外，当光束未朝母材TA15侧偏移时，孔隙率显著降低。

5结束语

本文概述了钛合金异种焊接研究中的突出贡献。提出了一些工业应用，如与航空航天和加工工业有关的应用，其中可以收获将不同的钛合金组合在单一组分中的好处。在一些暴露于高温的应用中，目标是利用一种合金的高温稳定性，降低二次成本，以合理的成本制造高性能部件。类似地，对于其他应用，轻质钛合金可与另一种在低温下具有良好断裂韧性的钛合金结合。异种钛合金焊接件的关键特征是整个焊接接头的性能变化，导致连接操作的复杂性。然而，对于钛合金而言，熔合区成分梯度的变化比异种焊接物理性能的变化更令人关注。具体结论如下：

1.α'马氏体和针状α的形成是钛合金焊接件FZ区强化的主要来源。在相变过程中促进β稳定的合金元素也会影响焊接性，合金元素中β稳定剂的增加会抑制焊接区强度的增加。这会导致熔合区显著软化或硬化，并降低焊接接头的可靠性。

2.所有常规焊接技术，如TIG、激光、EBW和FSW均可成功应用于异种钛合金的连接。为了获得最佳效果，可以引入不同的工艺改进，如TIG和激光中的脉冲、电子束焊接中的光束振荡模式、导通或焊接的小孔模式。然而，只有在高能密度聚焦束焊接作业（如LBW和EBW）中，强化阶段的比例最高。

3，在有关异种钛合金焊接件接头强度的现有研究中，观察到了一些有趣的趋势。例如，接头强度可大于两种贱金属或取决于贱合金的组合；它可以小于两种基底合金的抗拉强度。合金化学或焊接区硬度等因素影响焊接接头强度的趋势。通过使用合适的钛合金（如Ti–6Al–4V）稀释，控制FZ中的弹性模量，可以提高DTW的硬度和强度。其他选择可能是含有钼、钽、铌、钨、钒、铬、镍、钴、锰和铁的钛合金。如果任何基合金具有高MoEQ，则产生的焊接接头硬度可能显著较高，并将以积极的方式影响焊接接头的抗拉强度。

4.焊后热处理也可用于改善DTW的焊接接头性能。焊后热处理温度的选择在很大程度上取决于DTW接头的MoEQ，而MoEQ值高的接头对焊后热处理更敏感。一般而言，增加焊后热处理温度会增加α含量，进一步细化α含量，并在α板条之间引入α+β层间形态，导致显微硬度增加，但会降低DTW的缺口拉伸强度。

5.气孔的形成是钛合金焊接过程中的另一个重要方面，尤其是当合金具有不同类型的相稳定剂时。这归因于氢的溶解度降低，因为存在β-稳定元素或过渡到小孔焊接模式。焊接速度和夹层等其他因素也可能是影响因素。EBW和LBW中的光束偏移可用于控制每种母材对熔合区的贡献，从而影响最终的马氏体相变。在某种程度上，可以通过将光束向相对坚硬的基体合金偏移来控制气孔的形成。孔隙度产生的实际机制尚未完全了解，需要进一步研究。

来源：Infuence of welding processon the properties of dissimilar titanium alloy weldments:a review，JMST Advances (2020) 2:61–76，10.1007/s42791-020-00034-4

参考文献：Z.L.Lei,Z.J.Dong,Y.B. Chen,L.Huang,R.C.Zhu,Microstruc-ture and mechanical properties of laser welded Ti–22Al–27Nb/ TC4 dissimilar alloys. Mater. Sci. Eng. A 559, 909–916(2013)；D. Banerjee, J.C. Williams,Perspectives on titanium science and technology. ActaMater. 61(3), 844–879(2013)；G. Lütjering, J.C. Williams, Titanium(Springer, Berlin,2007)；Rti, “Titanium alloy guide,” pp. 43–74(2013).