Friction welding of TiAl alloy and superalloy GH3039
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摘要: 对TiAl合金与GH3039高温合金异种材料进行了摩擦焊接工艺试验. 基于接头的拉伸性能，初步优化了焊接工艺参数. 采用扫描电子显微镜(SEM)和透射电子显微镜(TEM)对焊接接头组织、焊合区成分变化及接头连接机理进行了分析. 结果表明，TiAl合金与GH3039高温合金两种异种材料摩擦焊接具有可行性，在摩擦焊接过程中热力耦合的作用下，GH3039侧热力影响区塑性变形较大，TiAl合金侧热力影响区变形较小；TiAl合金与GH3039高温合金摩擦焊接连接界面两侧的合金元素发生了扩散，形成了复杂的层状金属间化合物组织结构；断于TiAl合金母材的焊接接头断口属于典型的脆性断口.
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关键词:
- TiAl合金 /
- GH3039高温合金 /
- 摩擦焊接 /
- 异种材料
Abstract: Dissimilar material friction welding process between TiAl alloy and GH3039 was studied. Based on the tensile properties of the joint, the welding parameters were optimized preliminarily. The microstructure and mechanism of the welded joint and the composition change of the weld zone were analyzed by scanning electron microscopy (SEM) and transmission electron microscopy (TEM). The results indicate that the friction welding of dissimilar material between TiAl alloy and GH3039 is feasible, under the action of thermo-mechanical coupling in friction welding process, the plastic deformation of thermo-mechanical affected zone on the side of GH3039 is larger than that of TiAl alloy; The alloy elements on both sides of the friction welding interface between TiAl alloy and GH3039 have diffused, a complex organizational structure of the layered intermetallic compounds has been formed. The fracture of welded joint broken in TiAl alloy base metal belongs to typical brittle fracture.-
Keywords:
- TiAl alloy /
- GH3039 superalloy /
- friction welding /
- dissimilar material
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0. 序言
柴油发动机的涡轮增压器大多采用K418或GH2132涡轮与42CrMo结构钢转轴结构[1]，这种结构涡轮材料比重和整体质量大，从而导致转子系统的转动惯量大，使发动机的瞬态响应性变差，功率损失加大. 为了解决上述问题，减小转子系统，特别是涡轮的转动惯量是最根本的解决途径.
TiAl合金因其密度远小于高温合金，而室温和高温比强度却好很多，室温韧性也比陶瓷材料好，其优异的高温力学性、抗氧化性和较好的环境抗力，被认为是高推比航空发动机和火箭推进系统极具潜力的新型材料，同时也适宜于发动机高温隔热、高温运动部件，如废气涡轮增压器中涡轮的制造.
关于TiAl合金的连接，国内外已开展了包括电子束焊接、摩擦焊接、钎焊、自蔓延高温合金焊接等工艺的大量研究，并取得了一定成果[2-5]. 但是对于TiAl合金与结构钢转轴的连接研究较少. 姜明智等人[6]采用过盈连接的方式对TiAl合金轴与K418合金套的连接进行了研究，发现要实现连接强度的稳定性，需控制加热时间、径向轴跳和TiAl合金轴表面粗糙度3个参数. Takuya[7]对TiAl合金进行了摩擦焊接试验，研究发现，焊接接头包含3个区域，接头抗拉强度达到560 MPa. Ventzke等人[8]研究了TiAl合金和Ti6Al4V摩擦焊接，指出焊接前后热处理是必须的，接头拉伸强度主要取决于TiAl合金母材而不是连接界面. 赵全忠[9]研究了TiAl合金与结构钢的摩擦焊接技术，发现由于界面脆性相的形成，TiAl合金与结构钢直接摩擦焊很难获得性能较好的接头. 王忠平等人[10-11]采用Inconel 718作为中间层对TiAl合金和42CrMo进行了三体摩擦焊. 研究发现，当中间层厚度介于0.9 ~ 1.1 mm时，焊后接头抗拉强度可达到360 MPa左右. Zhu等人[12]研究了钎料结晶条件对TiAl合金和42CrMo真空钎焊的影响. Lee等人[13]将Cu作为中间层对TiAl合金和AISI4140钢进行了摩擦焊接试验，发现引入Cu可以改善二者的摩擦焊接性，焊接强度可达到375 MPa. Park等人[14-15]研究了TiAl/Cu/SCM440和TiAl/Ni/SCM440摩擦焊接接头的微观结构和力学性能，发现焊接界面的结构取决于嵌入层金属的类型，并且IMC层的厚度随摩擦时间而变化. Kumar等人[16]引入OFC作为夹层研究了Ti-6Al-4V和SS304L之间的摩擦焊接特性，获得最高拉伸强度. Dong等人[17-18]讨论了热处理对TiAl合金与40Cr及40CrMo调质钢摩擦焊接头显微组织及力学性能的影响，经过580 ℃和630 ℃保温2 h焊后热处理，接头的抗拉强度大幅提高. 李玉龙等人[19]对TiAl合金与42CrMo钢的钎焊连接方式进行了研究，结果表明在钎焊温度1 123 ~ 1 273 K，保温时间120 ~ 1 500 s范围内获得的Al-Cu-Ti系反应层在受外力作用下容易发生脆性断裂，为接头的薄弱环节.
前期研究发现TiAl与42CrMo转轴的摩擦焊接性较差，二者直接摩擦焊接很难获得优质的摩擦焊接接头，加入中间层会改善它们的摩擦焊接性. 过渡层必须能兼顾两端母材性能，比较后发现镍基变形高温合金GH3039中的镍能固溶大量Co，Fe，Cr，Mo，W，V，Ti和Al等元素，高温性能(弹性模量，热膨胀率)随温度的变化规律与TiAl合金较为匹配，且与结构钢具有较好的摩擦焊接性. 故对TiAl与GH3039的摩擦焊接工艺进行研究，对TiAl在涡轮增压器领域的实际应用有重要意义.
1. 试验材料及方法
1.1 试验材料
试验所用TiAl合金棒材是由北京钢铁研究总院研究开发的铸造合金，该合金通过真空感应悬浮炼制，试棒采用金属模具浇注，其化学成分见表1. 铸态合金由长程有序面心立方L10 (晶格常数c/a = 1.01 ~ 1.02)结构的TiAl相和约占20%体积分数的长程有序密排六方DO19结构的Ti3Al相组成. 铸态合金组织为两相平行排列的层片状组织，铸态宏观组织基本上由沿散热方向(如柱状铸锭中是垂直外圆面方向)长大的柱状晶构成.
表 1 TiAl化学成分(原子分数，%)Table 1. Chemical composition of TiAl alloyAl Cr V Ti 47 1.0 2.5 余量 GH3039为单相奥氏体固溶强化合金，在800 ℃以下具有中等的热强性和良好的热疲劳性能，冷成形和焊接性能良好，热处理方式为：固溶处理(1 080 ℃，空冷). 其化学成分见表2.
表 2 GH3039化学成分(原子分数，%)Table 2. Chemical composition of GH3039C Cr Al Ti Fe Mo Nb ≤ 0.08 20.5 0.55 0.55 ≤ 3.0 2.1 1.1 焊接所用TiAl合金和GH3039高温合金试样均为ϕ25 mm圆棒，焊前将试样端面车削平整，并用丙酮清洗端面.
1.2 试验设备及工艺参数
试验采用由西北工业大学开发的C500型连续驱动数控摩擦焊机进行焊接，该焊机配备有工业控制计算机闭环控制系统，能实现焊接过程参数(焊接压力、转速、扭矩与轴向缩短量)的实时检测、显示和控制，主轴转速无级调节. 试验所采用的优化后焊接工艺参数见表3. 焊后进行后续热处理，热处理温度为560 ℃，时间为45 min.
表 3 主要焊接工艺参数Table 3. Main welding process parameters始焊转速
n/(r·min−1)摩擦压力
P1/MPa顶锻压力
P2/MPa摩擦时间
t/s1 000 8 11.5 8 1.3 接头组织分析方法及设备
沿焊接接头纵向横截面取样，采用不同的腐蚀剂对异种材料进行腐蚀.TiAl一侧采用5%HF + 10% H2O + 85% H2O；GH3039一侧采用HNO3：HCl = 1:3. 采用FM-800型显微维氏硬度计对接头区域的宏观硬度分布进行测试，试验载荷为100 g，加载时间为10 s. 采用Quanta FEG400场发射扫描电子显微镜对典型断口进行分析，以确定裂纹起源区、裂纹扩展的方向和断裂方式，揭示断裂机理.
1.4 接头性能测试方法
采用DDL300电子万能试验机对焊接件接头的抗拉强度进行测试，加载速度为0.5 mm/min.
2. 试验结果及讨论
2.1 焊接接头宏观形貌
摩擦焊接头宏观形貌如图1所示.由图1可以看出左侧TiAl合金端几乎看不到宏观塑性变形，而右侧GH3039端相对于TiAl合金发生了较大的塑性变形，故焊接接头只在GH3039一侧形成了单侧飞边. 这是由于TiAl合金的高温强度远高于GH3039，当摩擦加热到GH3039的热塑性阶段，TiAl合金依然保持了较高的高温强度，并且TiAl合金为铸态组织，不易发生塑性变形，在摩擦压力的作用下，GH3039侧的摩擦塑性变形不断发展，顶锻后最终形成单侧飞边.
2.2 焊接参数优化
基于焊接接头的拉伸强度，对主要焊接工艺参数，如焊接转速、顶锻压力和焊后热处理时间等因素进行了单因素及正交优化试验. 其中焊接接头拉伸强度随转速级别的变化规律如图2所示.
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图 2 不同焊接转速下焊接接头的抗拉强度Figure 2. Tensile strength of welded joints at different welding speeds由图2可以看出，不同焊接转速级别下焊接接头的抗拉强度差异较大，转速过低的同时焊接界面的温度也低，导致两侧母材之间的相互扩散程度低，不能形成有效的冶金结合，故接头拉伸强度低；转速过高的同时焊接界面温度也高，导致两侧母材之间的相互扩散程度高，形成了较厚的脆性中间合金相，故接头拉伸强度也低. 只有当焊接转速级别为2时，焊接件的抗拉强度较高. 说明焊接转速是影响TiAl与GH3039摩擦焊接头性能的一个关键因素，且其适用范围很窄. 对其它焊接工艺参数也进行了类似的单因素试验和正交试验，详细试验过程及数据文中不再赘述. 最终优化所得到的焊接工艺参数为：焊接转速级别2，摩擦压力8 MPa，顶锻压力11.5 MPa，焊后热处理温度560 ℃，热处理时间45 min.
2.3 焊接接头硬度分布
对TiAl与GH3039试棒焊接接头横截面心部的硬度进行了测量，结果如图3所示.
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图 3 TiAl与GH3039焊缝截面硬度分布(HV0.1/10)Figure 3. Hardness distribution of weld cross section between TiAl and GH3039由图3可以看出，焊接界面处硬度显著高于母材，表明此处形成了高硬度的第二相.GH3039侧硬度均匀，靠近焊缝处热力影响区(HMAZ)硬度略有上升，应该与HMAZ组织变形与细化有关，但其范围很窄；TiAl侧硬度跳动幅度较大，主要与压痕处片层取向有关.
2.4 焊接接头金相组织分析
TiAl试棒与GH3039摩擦焊接接头的背散扫描组织如图4所示.
由图4可以看出焊接界线，右侧为TiAl合金，左侧为GH3039，焊合区域形成了明显的四层不同成分的层状组织结构. TiAl母材组织为α2 + γ相层片组织，近焊缝区的层片组织明显沿着焊缝方向发生了弯曲，说明摩擦焊接过程中，TiAl近焊缝区也发生了一定程度的塑性变形，只是变形程度比GH3039低.
为了确定焊接区域组织成分，对焊合区及附近区域做SEM/EDS线扫描，结果如图5所示.
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图 5 轴线附近焊合区及附近区域SEM/EDS分析Figure 5. SEM/EDAX of weld area near the axis. (a) scanning position; (b) Al element; (c) Ti element;(d) Ni element; (e) Cr element; (f) V element从左侧GH3039高温合金开始，沿试样轴向扫描到右侧的TiAl合金，扫描长度大约为56 μm，主要合金元素Al，Ti，Ni，Cr，V的含量变化如图5b ~ 5f中曲线所示. 由图5a可以看出焊后形成一个宽度约为12 μm的焊合区，在焊合区左侧界线即扫描线长度约24 μm处，合金元素开始发生显著变化，说明元素已发生了扩散. GH3039侧主要元素Ni逐步降低，而Cr元素成分略有波动，说明在焊合区域内形成了富Cr的第二相；TiAl合金侧的主要元素Ti，Al在焊合区左侧存在一段平台区域，说明在该位置有新相生成. 在焊合区域靠近右侧边界的位置Ni，Cr元素含量显著下降，Ti，Al元素突增，直至过渡到TiAl母材. 从整体来说，在焊缝附近，两侧合金元素发生扩散，主要合金元素Ti，Al，Ni，Cr的浓度变化范围大，原子半径、价电子浓度不同，从而易于形成金属间化合物，构成了复杂的焊合区域组织.
2.5 焊接接头拉伸断口扫描分析
焊后采用电子万能试验机对焊件进行拉伸性能测试. 结果显示，TiAl合金与GH3039棒材焊件的最高抗拉强度可以达到400 MPa左右，焊接强度高时大部分焊接接头从TiAl合金母材一侧断裂，说明焊接接头的抗拉强度已经大于TiAl合金母材强度.
断于TiAl母材的焊接接头断口宏观形貌如图6所示. 由图可以看出，断口参差不齐，高低起伏，没有塑性变形痕迹，可清楚地观察到裂纹起源区，并呈放射状花样向外围扩展，有少量的河流花纹，层片团中还夹杂少量白亮的γ晶粒解理面，断面垂直于最大拉应力方向.
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图 6 TiAl母材断口两侧互补断面宏观形貌Figure 6. Macroscopic morphology of complementary cross sections on both sides of fracture surface of TiAl base metal上述断口的扫描分析结果如图7所示，由试样断口的微观形貌可以看出，断裂为脆性断裂，断裂方式主要为穿层片断裂，少量沿片层断裂，以及部分沿γ晶粒解理断裂.
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图 7 TiAl母材断口微观形貌Figure 7. Microscopic fracture morphology of TiAl base material. (a) fracture morphology along lamellar fracture; (b) cleavage surface along lamellar fracture; (c) cleavage fracture of γ-gain; (d) fracture morphology of through lamellar fracture图7a为沿层片断裂；图7b可以看到较多的沿层片断裂的解理面和穿层片断裂形貌，断口裂纹源区有沿层片断裂的解理面；γ晶粒解理断裂放大后如图7c. 图7d为典型的穿层片断裂的断口形貌. TiAl合金母材断口上看不到金属材料断口上常见的韧窝形貌. 上述断口形貌表明，TiAl合金属于典型的脆性材料，断裂时几乎没有塑性变形.
3. 结论
(1) TiAl合金与GH3039高温合金的异种材料摩擦焊接具有可行性.
(2) 在摩擦焊接过程中热力耦合作用下，GH3039侧热力影响区塑性变形较大，TiAl合金侧热力影响区变形较小.
(3) TiAl合金与GH3039高温合金摩擦焊接连接界面两侧合金元素发生了扩散，形成了复杂的层状金属间化合物组织结构.
(4) 断于TiAl合金母材的焊接接头断口属于典型的脆性断口.
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图 2 不同焊接转速下焊接接头的抗拉强度
Figure 2. Tensile strength of welded joints at different welding speeds
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图 3 TiAl与GH3039焊缝截面硬度分布(HV0.1/10)
Figure 3. Hardness distribution of weld cross section between TiAl and GH3039
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图 5 轴线附近焊合区及附近区域SEM/EDS分析
Figure 5. SEM/EDAX of weld area near the axis. (a) scanning position; (b) Al element; (c) Ti element;(d) Ni element; (e) Cr element; (f) V element
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图 6 TiAl母材断口两侧互补断面宏观形貌
Figure 6. Macroscopic morphology of complementary cross sections on both sides of fracture surface of TiAl base metal
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图 7 TiAl母材断口微观形貌
Figure 7. Microscopic fracture morphology of TiAl base material. (a) fracture morphology along lamellar fracture; (b) cleavage surface along lamellar fracture; (c) cleavage fracture of γ-gain; (d) fracture morphology of through lamellar fracture
表 2 GH3039化学成分(原子分数，%)
Table 2 Chemical composition of GH3039
C Cr Al Ti Fe Mo Nb ≤ 0.08 20.5 0.55 0.55 ≤ 3.0 2.1 1.1 
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表 3 主要焊接工艺参数
Table 3 Main welding process parameters
始焊转速
n/(r·min−1)摩擦压力
P1/MPa顶锻压力
P2/MPa摩擦时间
t/s1 000 8 11.5 8
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