Ti60鈦合金擴散連接界面孔洞演化動力學及焊合率預測研究，觀察不同工藝下界面孔洞形態數量及尺寸變化，建立工藝參數-焊合率-剪切強度關聯模型，實現擴散連接質量定量表征

高溫鈦合金具備高比強度和良好的熱穩定性，其在飛行體等結構上的應用已取得了良好的減重效益[1-5]。Ti60鈦合金是在IMI834合金的基礎上開發的近α型高溫鈦合金，加入了更多的Si元素和少量的Ta元素，可以控制a2相少量析出，使a2相與硅化物作為強化相，以改善高溫蠕變和持久性能，已在飛機發動機壓氣機葉片、輪盤、鼓筒以及整體葉盤等關鍵零部件上得到應用[6-9]。

擴散連接是將材料緊壓在一起，置于真空或保護氣氛中，加熱至一定溫度，然后對其施加壓力使連接界面緊密接觸，而后經原子相互擴散而形成牢固的冶金結合的一種連接方法[10]，材料未發生熔化，成形零件缺陷少，無殘余應力。劉繼雄等[11]研究了擴散連接溫度與連接時間對SP-700鈦合金熱軋板擴散連接質量的影響，發現連接時間的延長、連接溫度的升高可促使連接界面焊合率增大，升高連接溫度有助于縮短界面完全結合所需的連接時間。HamiltonCH[12]首次明確提出待擴散連接表面接觸時波峰對波峰，波谷對波谷的擴散連接數學模型。吳會平[13]基于連接界面表面形貌差異提出了一個可以預測完全焊合接頭的擴散連接時間、焊合率、不同時刻空洞分布狀態與空洞尺寸的雙峰模型。國內外目前關于Ti60鈦合金擴散連接的研究較少，合適的擴散連接工藝參數尚不明確。本文進行了Ti60鈦合金板材在不同保溫溫度、保溫保壓時間、保壓壓力條件下的擴散連接試驗，分析了Ti60鈦合金板材擴散連接界面的焊合率和剪切強度隨工藝參數的變化，促進了Ti60鈦合金擴散連接的工程化應用。

1、試驗材料及方法

本文采用中國科學院金屬研究所提供的熱軋退火態Ti60鈦合金板材，厚度為2mm。原始板材軋制方向(RD)的室溫單向拉伸工程應力-工程應變曲線見圖1，屈服強度為1139.7MPa，抗拉強度為1154.5MPa，斷后伸長率為15.2%。原始板材微觀組織見圖2，其中TD為軋件的橫向。可以看出，Ti60鈦合金組織由初生α相和晶間β相組成，α相呈等軸狀和軋制形成的拉長狀，分布較為均勻，平均體積分數約為58.0%，平均晶粒尺寸為33.2μm。

本文以擴散連接界面的剪切強度和焊合率為依據來衡量擴散連接效果。采用如圖3a所示的拉剪試樣按照GB/T6396-2008[14]進行單向拉伸試驗，斷裂過程中最大力與試樣中部搭接面積比值即為剪切強度，試樣長度方向為軋制方向。對線切割得到的試片待連接表面進行打磨、拋光和酸洗處理，去除表面雜質和氧化物。將試片沿RD方向對齊放入真空擴散爐內進行擴散連接試驗。為衡量保溫溫度和保溫保壓時間對原始板材室溫力學性能的影響，采用線切割加工得到如圖3b所示的隨爐熱處理單向拉伸試樣，與擴散連接試片一同放入真空擴散爐內進行隨爐熱處理，擴散連接試驗條件如表1所示。采用深圳三思縱橫科技股份有限公司生產的UTM5504X型電子萬能試驗機對拉剪試樣和隨爐熱處理拉伸試樣進行室溫單向拉伸試驗，測定試樣力學性能;采用南京江南永新有限公司生產的MR5000型光學顯微鏡觀察擴散連接界面上的微觀組織，分析微觀組織變化，測定焊合率。

表1 擴散連接試驗工藝參數

Table 1 Process parameters of diffusion bonding experiment

2、試驗結果

2.1保溫溫度對擴散連接界面的影響

在保壓壓力為2MPa、保溫保壓時間為2h的條件下，保溫溫度對擴散連接界面組織和焊合率的影響分別如圖4和圖5所示。結合圖4和圖5可以看到，當保溫溫度為900℃時，擴散連接界面存在較多的長條狀孔洞，如圖4a所示，未焊合區域較多，焊合率僅為70.0%。隨著保溫溫度逐漸升高，擴散連接界面處的孔洞數量逐漸減少，形狀逐漸轉變為球狀，β相的體積分數逐漸減少，焊合率逐漸升高，如圖4b所示。當保溫溫度大于或等于940℃時，擴散連接界面處的絕大部分結合區域被晶界和晶粒占據，如圖4c和圖4d所示。從圖5中可以看出，隨著保溫溫度升高，焊合率的增大速度逐漸減緩，當保溫溫度達到960℃時，焊合率達到98.5%。

保溫溫度對擴散連接界面剪切強度的影響如圖6所示。在900℃時，試樣擴散連接界面的剪切強度僅為196.0MPa，隨著保溫溫度的升高，擴散連接界面的剪切強度也逐漸升高，在940℃時大幅度提高，達到547.9MPa，之后隨著保溫溫度升高，擴散連接界面的剪切強度的增大速度減緩，960℃時剪切強度達到559.6 MPa。

2.2保溫保壓時間對擴散連接界面的影響

在保溫溫度為940℃、保壓壓力為2MPa的條件下，保溫保壓時間對擴散連接界面組織和焊合率的影響分別如圖7和圖8所示。結合圖7和圖8可以看到，當保溫保壓時間為0.5h時，擴散連接界面分布有數量較多的長條狀和球狀孔洞，如圖7a所示，焊合率為84.9%。隨著保溫保壓時間的延長，孔洞數量減少，β相的體積分數明顯減少。當保溫保壓時間小于或等于1.5h時，晶粒大小變化不明顯，如圖7a~圖7c所示。當保溫保壓時間大于或等于2.0h時，連接界面處的孔洞基本消失，如圖4c、圖7d所示。從圖8中可以看出，隨著保溫保壓時間的延長，焊合率的增大速度逐漸減緩，保溫保壓時間為3.0h時，焊合率達到97.8%。

保溫保壓時間對擴散連接界面剪切強度的影響如圖9所示。經過0.5h的保溫保壓，連接界面的剪切強度為261.6MPa。隨著保溫保壓時間的延長，剪切強度逐漸升高，上升幅度逐漸減緩，保溫保壓時間為2.0h時，剪切強度達到547.9MPa，保溫保壓時間為3.0h時，剪切強度達到559.2MPa，上升幅度明顯降低。

2.3保壓壓力對擴散連接界面的影響

在保溫溫度為940℃、保溫保壓時間為2h的條件下，保壓壓力對擴散連接界面組織和焊合率的影響分別如圖10和圖11所示。結合圖10和圖11可知，在1.0MPa的保壓壓力條件下，界面處分布有較多孔洞，如圖10a所示，焊合率為89.0%。當保壓壓力小于或等于2.0MPa時，升高壓力會促進孔洞彌合，使孔洞數量減少、尺寸減小，如圖10a、圖10b和圖4c所示。當保壓壓力達到2.0MPa時，焊合率為95.9%。當保壓壓力為2.5MPa時，焊合率出現些許下降，如圖11所示，認為是由于采用剛性擴散時連接界面受力并不均勻，使得局部區域連接界面未貼合，孔洞無法完全消除，如圖10c所示。在3.0MPa的保壓壓力下，連接界面處的孔洞基本消失，如圖10d所示，焊合率達到97.4%。

保壓壓力對擴散連接界面剪切強度的影響如圖12所示，在1.0MPa的保壓壓力下，連接界面的剪切強度為439.7MPa，隨著保壓壓力的升高，剪切強度逐漸升高。保壓壓力為2.0MPa時，剪切強度達到547.9MPa，當保壓壓力大于2.0MPa時，剪切強度的提升速度明顯減緩，當保壓壓力為2.5MPa時，連接界面的剪切強度與2.0MPa保壓壓力時相當，這與圖11所示的保壓壓力為2.5MPa時的焊合率有所下降有關。當保壓壓力為 3.0 MPa時，擴散連接界面的剪切強度達到557.7 MPa。

2.4保溫保壓時間和保溫溫度對原始板材力學性能的影響

為研究擴散連接過程中，加熱對 Ti60鈦合金力學性能的影響,在940和960℃兩個保溫溫度下進行擴散連接時放入隨爐熱處理拉伸試樣，并測試其室溫力學性能,如表2和表3所示。經高溫保溫和隨爐冷卻后，與Ti60鈦合金原始板材性能進行對比，隨爐熱處理拉伸試樣的抗拉強度降低了13%14%，這與加熱過程中的相變、晶粒長大等相關。當保溫溫度達到940℃后，升高溫度和延長保溫保壓時間，Ti60鈦合金的室溫強度不再繼續降低。

表2 保溫保壓時間為2h時保溫溫度對原始板材力學性能的影響

Table 2 Effect of holding temperature on mechanical properties for original sheet at holding time of 2 h

表3 保溫溫度為940℃時保溫保壓時間對原始板材力學性能的影響

Table 3 Effect of holding time on mechanical properties for original sheet at holding temperature of 940℃

3、結論

(1)保溫溫度升高使得Ti60鈦合金母材軟化,擴散系數增大，在相同保壓壓力和保溫保壓時間條件下，孔洞彌合得更充分，擴散連接界面的焊合率隨之增大。原子的擴散遷移需要時間,延長保溫保壓時間使得界面焊合率增大。增大保壓壓力可以加速界面原子激活，促進孔洞愈合，增大焊合率。在940℃/2h/2MPa的條件下，連接界面的焊合率達到95.9%,已接近100%,繼續升高保溫溫度、延長保溫保壓時間、增大保壓壓力，焊合率提升空間不大，提升速度明顯減緩，在960℃/2h/2 MPa條件下，焊合率達到98.5%。

(2) Ti60鈦合金擴散連接界面的剪切強度與焊合率基本呈正相關，焊合率反映連接界面受力面積大小，焊合率越高，連接界面剪切強度越高，在960℃/2h/2MPa條件下，剪切強度達到559.6MPa。

(3) Ti60鈦合金板材經高溫保溫后，RD方向的室溫強度明顯降低，經過940℃高溫保溫2h后，Ti60鈦合金的室溫抗拉強度由1154.5 MPa降低至994.1MPa，下降約14%，主要是因為保溫過程中Ti60鈦合金α晶粒逐漸等軸粗化和發生回復再結晶。為獲得與母材性能接近的力學性能，需對擴散連接后零件進行熱處理等工藝的優化處理。當保溫溫度達到940℃后，升高保溫溫度和延長保溫保壓時間，對Ti60鈦合金的室溫強度影響不大。

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（注，原文標題：Ti60鈦合金擴散連接界面組織及剪切性能）