新一代战机对巡航速度、飞行高度、使用寿命以及安全性不变性提出更高的要求，新型战机的原资料选用及零件的一体化、大型化造作工艺也面对着新的挑战[1]。使用温度为550～650℃的Ti55高温钛合金板材，不只拥有传统钛合金的比强度、比刚度高及耐侵蚀蹬着点，并且拥有优良的高温机能，因而越来越多地用于新型战机钣金类零件的造作[2-4]。受到钣金成型造作技术与设备空间的限度，大型复杂曲率的飞机零件先宰割成型，再选取焊接办段实现最后的拼接。目前，常用的高温钛合金钣金零件的拼接工艺重要有氩弧焊与电子束焊接[5-6]。然而，氩弧焊接由于热输入大，焊缝溶解区与扰装响区较宽，焊后焊缝的力学机能已不能满足当下的使用要求曰而电子束焊接由于必要在真空环境中焊接，对设备的空间要求较高，大型的飞机壁板电子束拼接也存在造作壁垒[7-9]。激光焊接拥有高能量密度的特点，在大气环境中便可实现零件的焊接衔接，提高了对大型壁板的焊接适应性。近年来一些科研人员也对高温钛合金的激光焊接发展了系列钻研，并获得了肯定的成就。但关于高温钛合金焊接的钻研大部门仍停顿在平板对接阶段，对飞机蒙皮高温钛合金壁板的内置加强筋结构激光焊接鲜有报路[10-12]。本钻研以Ti55高温钛合金T型接头为钻研对象，选取T型接头双激光焊接技术施焊，分析了接头的组织特点与力学机能，旨在为高温钛合金T型接头的推广利用提供参考。

1、试验资料及步骤

试验资料选用厚度为1.5mm的国产Ti55高温钛合金，化学成分见表1。母材组织如图1所示。Ti55钛合金母材组织重要由α相的等轴条状及其晶间β相组成，还存在散落散布的稀土相玄色颗粒。焊接试样底板尺寸为200mm×100mm，立筋尺寸为200mm×20mm。焊前2h内将底板表表与立筋侧端面用机械打磨方式去除表表氧化层，而后将底板表表与立筋侧端面贴合建配使两者之间的间隙不大于0.1mm，最后用白布蘸丙酮擦拭，将待焊区域10mm内的油污擦拭干净。

选取两台KUKA机械手臂，机械手臂前端固定带有同轴送气；ぷ爸玫募す夂附油，；て逦财，以预防焊接过程中熔池被氧化。激光产生器为两台IPG激光器，激光通过光纤传导至激光焊接头并通过同轴；て苌涑龅酱腹ぷ鞅肀，如图2所示。

为了预防焊接时由于飞溅造成资料损失导致的咬边，选取填丝方式，焊丝为准1.2mm的TA0钛合金焊丝，化学成分见表2。焊接过程中，选取填丝在前、激光在后的焊接模式，焊接参数见表3。焊接实现后，沿T型接头横截面取金相试样和拉伸试样，之后将T型接头立筋去除后选取激光切割造取剪切试样，各试样尺寸如图3所示。拉伸试验蕴含室温拉伸以及550、650、750℃的高温拉伸测试，剪切试验在室温前提下进行。金相试样用水砂纸磨抛，选取专用化学试剂侵蚀后，在金相显微镜下观察其组织。

2、试验了局与会商

2.1接头焊缝宏观描摹

图4为Ti55钛合金双激光焊接T型接头的表表描摹Ｄ芄豢闯鼋油繁肀沓尚尉嚷叫，一致性较好，接头表表宽度约为1.8mm。

图5为Ti55钛合金双激光焊接T型接头的截面描摹Ｄ芄豢闯，两侧焊路呈“V”型，以立筋中心线为轴线对称散布，且两侧焊路在立筋下部出现交集，焊路整体未出现咬边、未焊透及气孔缺点。焊路能够分为母材区、扰装响区和熔合区，其中熔合区的微观结构与母材区的显著分歧。焊路整体中心熔合区的面积弘远于焊路周围扰装响区的面积，这重要是由于T型接头激光焊接时高度集中的激光热源能量向熔深方向的传导性强于向熔池周边的传导性，热源脱离后熔池急剧冷却，热量迅速消散，没有更多的热量支持熔池周边组织进行相变。

2.2接头微观组织

为了进一步分析接头组织，对Ti55钛合金T型接头的各区域组织进行观察，如图6所示，其中图6（a）为扰装响区（HAZ）组织，图6（b）～（d）别离对应图6（a）中的B～D区。与母材组织相比，近母材侧扰装响区组织的为晶粒藐幼的等轴晶，由初生的α、次生α和β相组成。这重要是由于激光焊接热源能量密度高，离焊路较远的近母材扰装响区温度低于β转变温度（990℃），大量的初生α相未产生相变保留下来，而部门α相转变为β相，在冷却过程中，次生α相从β相中析出。随着距焊路中心的距离减幼，晶粒尺寸逐步增大，β相数量削减。同时还能够看出近母材扰装响区域组织中同化有大颗粒的稀土析出物。

靠近焊缝侧的扰装响区内，由于钛合金的导热率较低，且焊接时该区域温度高于β转变温度，与近母材侧扰装响区相比，在高温时段的停顿功夫更长，α相齐全转变为β相。在随后冷却过程中，α相从β相中析出，然而近α钛合金含有Al、Zr等α相不变元素，溶质的扩散距离较短，因而，大部门β相通过扩散转变为针片状α相，而在更靠近熔合区域，冷却速度更快，导致β相转变为α'相，且弥散散布着稀土析出物。

焊缝区由针片状α相和马氏体α'相组成，两者尺寸均高于扰装响区的尺寸。在焊缝冷却过程中液态金属首先产生β转变，而后以高速度冷却，β晶粒产生相变，最终形成了焊缝中的针片状α相和马氏体α'相描摹[13-14]。

2.3接头力学机能

图7为T型接头的拉伸测试了局。从图7可知，在分歧温度下拉伸时，T型接头的断裂部位均在母材处，注明接头的力学机能不低于母材，随着拉伸测试环境温度的升高，接头的抗拉强度逐步降低，而伸长率逐步上升。室温、550、650、750℃拉伸时，接头的抗拉强度别离为1172、708、555、297MPa，接头的伸长率别离为9.72%、4.3%、27.44%、54.48%。

表4为钛合金T型接头与母材的剪切测试了局，能够看出接头的剪切机能均高于母材的；鼓芄豢闯，其中一母材的剪堵截裂地位在基体处，如图8（a）所示，而其余母材与焊缝的断裂均位于有效断裂地位，即沿两缺口之间断裂，如图8（b）所示。Ti55接头的均匀剪切强度为679MPa，比母材断裂在有效区域的均匀值657MPa增长了3.3%。这是由于焊后T型接头固然经过打磨去立筋，但仍有部门焊路留在底板上，组织中存在α与α'相，使接头的剪切机能略有升高。

3、结论

（1）Ti55钛合金T型接头表表成形优良，横截面没有发现焊接缺点，且接头能够分为熔合区、扰装响区与母材区三部门，且接头的熔合区宽度弘远于扰装响区宽度。

（2）从母材到熔合区，焊接过程中接头各区域所经历的最高温度逐步增长，冷却速度也逐步增长，则晶粒尺寸逐步增大，β相逐步削减，而针状的α相与α'相逐步增多。

（3）随着拉伸温度的升高，T型接头抗拉强度逐步降低，伸长率逐步升高。接头去除立筋后的均匀剪切强度比母材的均匀剪切强度约高3.3%。

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（原文标题：Ti55钛合金双激光焊接T型接头组织与力学机能钻研）