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
作为低碳微合金管线钢的X80管线钢具有强度高、韧性好、焊接性能良好等优点，在国内油气管线建设中，如西气东输工程、中俄东线天然气运输等应用广泛[1-4]. 在长输管道铺设过程中，焊接是必不可少的重要施工环节. 然而，X80管线钢的强度级别较高，且长输管道具有较大的厚度，导致大直径X80钢管焊接接头具有较大的冷裂敏感性，易在马氏体转变温度MS点附近或更低温度区间产生焊接冷裂纹[5-7]. 因此，实际施工过程有必要通过焊前预热工艺，来延长焊接接头冷却时间而促进氢的逸出，降低焊接接头冷裂敏感性[8-9].
预热温度是焊前预热的关键因素，不同预热温度对焊接接头的断裂韧性有较大影响[10]. 为确定预热温度，有必要对不同预热温度下焊接接头的断裂韧性进行测试[11-13]. CTOD为外加张开型载荷作用下原始裂纹尖端附近的张开位移，可通过CTOD测试并依据相关标准计算获得. 与传统的J积分、KIC相比，CTOD在实际工程结构断裂韧性评定中有着更好的应用效果，可对焊接接头的断裂韧性进行准确的评价[14-15]. 然而，现行的CTOD测试标准中，采用国家标准GB/T 21143-2014的计算公式与国际标准ISO 15653-2018的计算公式计算所得的CTOD值存在明显差异，导致实际施工检验或第三方仲裁过程产生矛盾[16]. 该文针对不同预热条件下X80钢管道全自动焊接接头，开展了裂纹尖端张开位移的差异性研究. 采用单边缺口3点弯曲试样进行CTOD试验，按照GB/T21143-2014和ISO 15653-2018推荐的公式分别进行CTOD值的计算，对两者的差异性进行分析，确定预热温度.
1. 试验方法
采用焊接方法为内焊机根焊 + 双焊炬外焊机热焊、填充、盖面的熔化极气体保护焊(GMAW)，其中根焊用焊接设备为A-808内焊机，热焊、填充、盖面用焊接设备为A-610全位置管道自动外焊系统.
试验用母材为X80M管线钢，管径为1219 mm，壁厚为22.2 mm；根焊填充材料为直径0.9 mm的ER80S-Ni1焊丝，热焊与填充，盖面焊填充材料为直径1.0 mm的ER80S-G焊丝，试验用母材与焊丝的化学成分如表1所示；焊接用保护气为80% Ar + 20% CO2.
表 1 母材与焊丝的化学成分(质量分数，%)Table 1. Chemical composition of base metal and wire材料 C Mn Cr Si Ni Cu Nb Fe X80M 0.04 1.75 0.25 0.19 0.15 0.10 0.05 余量 ER80S-Ni1 0.07 1.15 0.03 0.61 0.89 0.21 — 余量 ER80S-G 0.09 1.54 0.06 0.76 0.90 0.20 — 余量 焊接接头为对接接头，坡口形式如图1所示，为复合U形坡口，坡口面角度α = 5 ± 1°，β = 37.5° ± 1°，钝边P = 1.3 mm ± 0.2 mm，对口间隙b = 0 ~ 0.5 mm，拐点至内壁高度H = 5.4 mm ± 0.2 mm，半坡口宽度W = 3.5 ~ 5.0 mm，拐点圆弧半径R = 3.2 mm，内坡口高度h = 1.3 mm ± 0.2 mm.
焊接顺序如图2所示，其中1层为内焊道，2层为热焊道，3～7层为填充焊道，8～9层为盖面焊道.
为模拟中俄东线天然气运输管线施工过程中常遇到的严寒环境，在最低环境温度约为−30 ℃室外进行施焊，湿度小于 90% RH，风速小于 2 m/s. 焊前采用电加热对坡口两侧进行预热，区域均为50 mm. 预热温度的选择一方面借鉴ASME B31.3标准和ASME B31.4标准所规定的大于79 ℃的预热温度；另一方面借鉴当下国家管网中俄东线南段西气东输3期项目、西气东输4期项目对X80级的预热温度取值为110 ~ 130 ℃之间的经验. 因此，选择80 ℃与120 ℃的两种预热温度进行对比分析. 焊接过程中控制层间温度为70 ~ 120 ℃，两种预热温度下焊接所得焊缝外观成形如图3所示.
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图 3 不同预热温度焊接所得焊缝成形Figure 3. Weld forming obtained by welding at different preheating temperatures. (a) preheat 80 ℃, cover weld; (b) preheat 80 ℃, root weld; (c) preheat 120 ℃, cover weld; (d) preheat 120 ℃, root weld焊后通过线切割从接头上截取单边缺口3点弯曲试样进行CTOD测试，预置疲劳裂纹位置包括名义焊缝中心线处与熔合区两种，图4显示了CTOD的3点弯曲试样加工尺寸.
试验设备采用包括RPL-250-±250KN微机控制电液伺服疲劳试验机和BT2-FR250SH.A4K高低温材料试验机. 根据工程实际规定的性能评定要求设置试验温度为−45 ℃，加载速率为1.0 mm/min，加载时间为1.0 ~ 3.0 min. 试验前，对每个试件的尺寸进行测量. 试验过程在低温箱中保温，采用1次加载的方式，加载至试样发生失稳断裂. 记录试验过程中的载荷与缺口张开位移，绘制相应的F-V曲线图如图5所示.
试样发生失稳后，取出试样并将其压断，所得实际试样断口如图6所示，并测量各个试样的预制疲劳裂纹长度a0. CTOD试验的结果记录完成后，分别根据GB/T21143-2014和ISO 15653-2018推荐的公式计算CTOD值.计算参数中泊松比ν为0.3，弹性模量E为210 GPa，引伸计的装卡位置到试样表面距离z为0 mm，试样跨距S为160 mm，试样未开测槽B为BN，试验材料在测试温度下的力学性能如表2所示.
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图 6 CTOD试验预制疲劳裂纹位置Figure 6. Prefabricated fatigue crack location in CTOD test. (a) fusion zone; (b) weld zone表 2 试验材料力学性能Table 2. Mechanical properties of test material预热温度T1/℃ 测试温度T2/℃ 规定非比例延伸强度
RP0.2/MPa抗拉强度Rm/MPa 80 −45 748 824 120 −45 748 831 2. 结果与讨论
2.1 CTOD值的计算
国家标准GB/T21143-2014所给出的CTOD值计算公式[17]为
$$ \begin{split} \delta =& {\left[ {\left( {\dfrac{S}{W}} \right)\dfrac{F}{{{{\left( {B{B_{\text{N}}}W} \right)}^{0.5}}}} \times g\left( {\dfrac{{{a_0}}}{W}} \right)} \right]^2}\left[ {\dfrac{{\left( {1 - {v^2}} \right)}}{{2{R_{{\text{P0}}{\text{.2}}}}E}}} \right]+\\ \\ & \dfrac{{\left( {R - {a_{\text{0}}} - z} \right){V_{\text{P}}}}}{R} \end{split}$$ (1) 式中：δ为裂纹尖端张开位移CTOD值；S为3点试样跨距；W为试样宽度；F为最大载荷；B为试样厚度；BN为试样的净厚度；ν为泊松比；E为弹性模量；RP0.2为0.2%非比例延伸强度；a0为预制疲劳裂纹长度；Vp为缺口张开位移塑性分量；z为引伸计的装卡位置到试样表面距离. 转动半径R与应力强度因子系数g可由以下获得，即
$$ \dfrac{R}{W} = \dfrac{{{{\left( {\dfrac{{{a_0}}}{W}} \right)}^2}}}{{1 - \dfrac{{{a_0}}}{W}}} \times g\left(\dfrac{{{a_0}}}{W}\right) $$ (2) $$\begin{split} g\left( {\dfrac{{{a_0}}}{W}} \right) = &\dfrac{{6.97{{\left( {\dfrac{{{a_0}}}{W}} \right)}^{0.5}}}}{{2\left( {1 + 2\dfrac{{{a_0}}}{W}} \right){{\left( {1 - \dfrac{{{a_0}}}{W}} \right)}^{1.5}}}} -\\& \dfrac{{3{{\left( {\dfrac{{{a_0}}}{W}} \right)}^{1.5}}\left( {1 - \dfrac{{{a_0}}}{W}} \right)\left( {2.15 - 3.93\dfrac{{{a_0}}}{W} + 2.7\dfrac{{{a_0}^2}}{W}} \right)}}{{2\left( {1 + 2\dfrac{{{a_0}}}{W}} \right){{\left( {1 - \dfrac{{{a_0}}}{W}} \right)}^{1.5}}}} \end{split} $$ (3) 国际标准ISO 15653-2018所给出的CTOD值计算公式[18]为
$$ \begin{split} \delta = &{\left[ {\left( {\dfrac{S}{W}} \right)\dfrac{F}{{{{\left( {B{B_{\text{N}}}W} \right)}^{0.5}}}} \times g\left( {\dfrac{{{a_0}}}{W}} \right)} \right]^2}\left[ {\dfrac{{\left( {1 - {v^2}} \right)}}{{m{R_{{\text{P0}}{\text{.2}}}}E}}} \right]+ \\& \tau \dfrac{{0.43\left( {W - {a_0}} \right){V_{\text{P}}}}}{{0.43\left( {W - {a_0}} \right) + {a_0}}} \end{split}$$ (4) $$ m = 4.9 - 3.5\dfrac{{{R_{{\text{P0}}{\text{.2}}}}}}{{{R_{\text{m}}}}} $$ (5) $$ \begin{split} \tau = &{\left[ { - 1.4{{\left( {\dfrac{{{R_{{\text{P0}}{\text{.2}}}}}}{{{R_{\text{m}}}}}} \right)}^2} + 2.8\left( {\dfrac{{{R_{{\text{P0}}{\text{.2}}}}}}{{{R_{\text{m}}}}}} \right) - 0.35} \right]^2} \times\\& \left\{ {0.8 + 0.2\exp \left[ { - 0.019\left( {B - 25} \right)} \right]} \right\} \end{split} $$ (6) 根据不同预热温度下焊接接头试样在CTOD测试后所得的载荷-位移曲线与相关测量数据，分别按照GB/T21143-2014与ISO 15653-2018推荐公式计算CTOD值，相关数据与结果如表3所示.
表 3 焊接接头CTOD计算值对比Table 3. Comparison of CTOD values of welded joints温度
T/℃位置 试样宽度
W/mm试样厚度
B/mm预制疲劳
裂纹长度
a0/mm最大载荷
F/kN缺口张开位
移塑性分量
Vp/mm国家标准
CTOD值
δ1/mm国际标准
CTOD值
δ2/mm相对偏差
ƞ(%)80 D1FL 40.08 20.10 18.53 56.675 1.04 0.31 0.43 35.35 D2FL 40.12 20.10 19.23 52.594 0.99 0.29 0.39 36.33 D3FL 40.04 20.08 19.66 50.335 0.76 0.23 0.31 35.09 D1WM 40.08 20.08 19.14 52.285 0.45 0.16 0.20 28.48 D2WM 40.10 20.12 18.84 55.608 0.69 0.23 0.30 32.89 D3WM 40.08 20.06 18.88 57.432 0.87 0.27 0.36 33.46 120 D1FL 40.08 20.02 18.80 55.471 1.50 0.43 0.58 36.24 D2FL 40.06 20.10 18.67 54.883 1.18 0.35 0.47 36.52 D3FL 40.02 20.06 19.39 54.758 2.21 0.59 0.80 37.26 D1WM 40.06 20.14 18.71 54.014 1.33 0.38 0.52 36.58 D2WM 40.06 20.14 18.94 55.679 1.18 0.34 0.47 35.76 D3WM 40.10 20.14 18.74 54.611 1.03 0.31 0.42 35.95 试样位置编号中FL代表熔合区试样，WM代表焊缝试样. D1，D2，D3为分别在每个试样的3次不同取样位置的试验. δ1为根据GB/T21143-2014计算所得CTOD值，δ2为根据ISO 15653-2018计算所得CTOD值. 由计算结果可知，采用ISO 15653-2018推荐公式计算结果明显高于GB/T21143-2014推荐公式计算结果，计算结果平均偏高35%. 根据GB/T21143-2014和ISO 15653-2018的有效性检验标准对特征值与计算结果进行检验，两种标准的计算值均有效[17-18].
2.2 不同计算标准对CTOD值的影响分析
CTOD值的大小反映了裂纹尖端材料抵抗开裂的能力，CTOD值越小，则表明裂纹尖端材料的抗开裂性能越差，即韧性越差. 对管线钢产品，需要材料在使用温度下测试计算所得CTOD值大于规范允许值. 从表3计算结果可知，采用ISO 15653-2018推荐公式计算CTOD值结果与GB/T21143-2014相比平均偏高35%，即按照国家标准评定产品断裂韧度相比国际标准更加严格. 对于具有较大冷裂敏感性的高强结构钢，可能存在按照ISO 15653-2018标准判定为合格而采用GB/T21143-2014标准判定为不合格的情况.
为探讨两种计算标准所得CTOD值计算结果存在差异的原因，对推荐计算式(1)，式(4)进行对比. 公式均由前半部分的弹性分量与后半的塑性分量组成. 其中，公式的弹性分量部分结构相似，区别在于ISO 15653-2018标准推荐公式中引入了无量纲系数m；公式的塑性分量部分则存在较大差异，GB/T21143-2014标准推荐公式引入了转动半径R的计算公式来进行修正，ISO 15653-2018标准推荐公式则采用无量纲系数τ进行修正.
对于弹性分量而言，将表2中给出的不同预热温度焊接所得试验材料的RP0.2与Rm代入式(5)中计算可得，预热温度为80 ℃与120 ℃时的ISO 15653-2018标准引入的无量纲系数m分别为1.72与1.75，均小于GB/T21143-2014标准对应位置的给定系数2. 因为系数均位于分母位置，且弹性分量的剩余部分计算方法完全一致，所以采用GB/T21143-2014标准推荐公式计算所得的CTOD值的弹性分量，与ISO 15653-2018标准相比更小. 对于塑性分量部分，两种标准在计算过程中涉及到的系数以及计算结果如表4所示.
表 4 CTOD塑性分量计算值对比Table 4. Comparison of plastic component of CTOD values温度
T/℃位置 应力强度因子
g/(MPa $\cdot {\rm{mm} }^{-\tfrac{1}{2} }$)转动半径
R/mm系数
τ国家标准CTOD塑性分量
Vp1/mm国际标准CTOD塑性分量
Vp2/mm80 D1FL 2.36 24.80 1.10 0.25Vp 0.37Vp D2FL 2.49 25.39 0.24Vp 0.35Vp D3FL 2.59 25.72 0.24Vp 0.34Vp D1WM 2.48 25.31 0.24Vp 0.35Vp D2WM 2.54 25.06 0.25Vp 0.36Vp D3WM 2.44 25.09 0.25Vp 0.36Vp 120 D1FL 2.42 25.02 1.09 0.25Vp 0.36Vp D2FL 2.40 24.90 0.25Vp 0.36Vp D3FL 2.54 25.50 0.24Vp 0.34Vp D1WM 2.40 24.94 0.25Vp 0.36Vp D2WM 2.45 25.14 0.25Vp 0.35Vp D3WM 2.40 24.97 0.25Vp 0.36Vp 由表4可知，采用GB/T21143-2014标准推荐公式计算的CTOD值的塑性分量Vp1在0.24Vp ~ 0.25Vp之间；而采用ISO 15653-2018标准推荐公式计算所得的CTOD值的塑性分量部分Vp2在0.34Vp ~ 0.37Vp之间. 即国家标准计算结果同样小于国际标准计算结果，与弹性分量部分规律相一致.
结合计算公式与实际计算结果分析可知，两种标准计算结果存在差异的主要原因在于ISO 15653-2018标准通过无量纲系数m与无量纲系数τ对弹性分量与塑性分量进行修正，而GB/T21143-2014标准引入了转动半径R来修正弹性分量部分. 其中，无量纲系数m与无量纲系数τ主要通过试验温度下的规定塑性延伸强度RP0.2和抗拉强度Rm的比值来反映测试温度对试验的影响. 转动半径R与预置裂纹长度a0相关联，考虑了裂纹长度变化的影响，该修正方式的差异导致采用ISO 15653-2018推荐公式计算CTOD值结果比GB/T21143-2014高35%.
2.3 预热温度对CTOD值的影响分析
由前文分析可知，GB/T21143-2014标准与ISO 15653-2018标准在评价焊接接头断裂韧度方面，虽然侧重的影响因素不同，但是均有效. 因此，本节同时采用GB/T21143-2014标准与ISO 15653-2018标准的CTOD值计算结果，对不同预热条件下X80钢管道全自动焊接接头的断裂韧度进行对比分析. 80 ℃与120 ℃的预热温度条件下X80钢管道全自动焊接接头不同位置的CTOD值对比如图7所示.
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图 7 不同预热条件下X80M钢全自动焊接接头CTOD值对比Figure 7. Comparison of CTOD values of fully automatic welded joints of X80M steel under different preheating conditions. (a) GB/T21143-2014 standard; (b) ISO 15653-2018 standard图7(a)为GB/T21143-2014标准计算结果，图7(b)为ISO 15653-2018标准计算结果. 由图7可知，在两种标准计算结果下，预热120 ℃所得接头的CTOD值均高于预热80 ℃. 其中按GB/T21143-2014标准计算的预热80 ℃下的D3FL位置，D1WM位置，D2WM位置试样的CTOD值均不满足大于0.25 mm的评定标准；其中最小值为0.16 mm，按ISO 15653-2018标准计算的预热80 ℃下的D1WM位置试样的CTOD值为0.20 mm，小于0.25 mm的评定标准；对预热120 ℃下的焊接接头试样，各个位置试样在两种标准下计算所得CTOD值均大于0.25 mm，高于评定标准.
在产品断裂韧度评定过程中，被测样品中只要出现1件不合格样品，该批次产品就全部被判定为不合格样品. 由此可知预热80 ℃的焊接接头的断裂韧度在国家标准与国际标准判定下均不合格，而预热120 ℃焊接接头均合格. 对比相同预热条件的不同位置试样的两个标准计算结果可知，熔合区试样的CTOD值的整体平均水平高于相同条件下的焊缝区试样；CTOD最大值均出现在熔合区，接头熔合区表现出较高韧性. 然而应当引起重视的是，熔合区CTOD值具有一定的分散性. 例如预热120 ℃时，D2FL位置试样与D3FL位置试样的CTOD值差距较大，D2FL位置试样的CTOD值明显较小. 这是由于熔合区的组织较为复杂且分布不均匀，晶粒尺寸的不同导致了性能的差异.
3. 结论
(1) 按GB/T21143-2014标准与ISO 15653-2018标准推荐公式计算的X80M钢管道全自动焊接接头CTOD值结果存在差异，采用ISO 15653-2018标准推荐公式计算CTOD值结果与GB/T21143-2014标准相比平均偏高35%，该差异出现的原因是两种标准的修正方式侧重点不同，即GB/T21143-2014标准针对裂纹长度变化进行修正，而ISO 15653-2018 标准针对测试温度影响进行修正.
(2) 预热80 ℃条件下的接头试样CTOD值整体较低，其中按GB/T21143-2014标准计算有3个试样低于标准，最低为0.16 mm；按ISO 15653-2018标准计算有1个试样低于标准，最低为0.20 mm；预热120 ℃条件下，所有试样在两种标准下计算的CTOD值均满足标准要求，接头断裂韧性更好.
(3) 相同预热条件下，熔合区试样CTOD值整体高于焊缝区试样，且CTOD最大值均出现于具有较好的断裂韧性熔合区，但熔合区中不同位置CTOD值受组织不均匀性的影响而存在较大差异，性能表现出不均匀性.
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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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1. 谭锦红，张新平，曹姗姗，王鹏，曾庆瑞，陈斌. U71Mn钢闪光-摩擦复合焊接头组织性能. 焊接学报. 2024(09): 62-68 . 
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