1 引言

钛合金构件在铸造和长期的高温服役过程中很容易产生孔洞、裂纹等缺陷。由于这些构件的生产批量较小,而且原材料的成本较高,相比于重新制造,对这些构件进行修复能在很大程度上降低成本和资源消耗,尽可能延长部件的使用寿命^[1-3]。但由于已经修复后的构件在使用过程中仍有可能会出现气孔和裂纹等缺陷,因此需要将已修复区域去除后进行二次甚至多次修复,以保证构件的最佳使用寿命。钛合金经多次修复后的组织和性能的变化规律尚不明确,制约着多次修复后钛合金构件的应用前景,因此亟需研究多次修复对钛合金组织与性能的影响规律,进而根据相关标准评定其是否能够满足使用要求。

目前,我国的补焊修复多采用手工TIG(Tungsten Inert Gas Welding)填丝方法。随着激光技术的发展,近年来以同步送粉激光熔覆为基础的激光修复技术逐渐得到了国内外学者的关注。相比于手工电弧填丝修复,激光修复可以采用自动化设备,精度更高。同时,由于激光修复具有较低的热输入,修复区的变形和残余应力更小,能更好地避免修复导致的二次损伤。近年来,国内外学者针对不锈钢^[4]、铝合金^[5]、钛合金^[6]、镍合金^[7]以及其他高温合金^[8]等进行了激光修复研究,但他们更多关注的是单次修复后修复区与基体热影响区组织和性能的变化。国内外在钛合金激光修复工艺方面已有一定研究经验,如:西北工业大学凝固技术国家重点实验室对TC4钛合金叶片的磨损区进行了激光修复,发现热影响区(HAZ)内部的次生α相是其硬度较高的主要原因^[9];沈阳工业大学对TA15钛合金的孔、面和槽三种缺陷进行了激光修复,发现热影响区组织由等轴初生α相、片层状α组成,此外还夹杂着一些针状马氏体α相^[10];东北大学采用脉冲激光修复了BT20的钛合金杯子,重点关注了修复区的组织结构,发现修复区组织主要由α'马氏体组成,在修复的边缘区域,马氏体呈柱状分布,柱状结构的分布与液相向β相转变时的冷却速度有关^[11];比利时烈日大学的Paydas等^[12]完成了TC4凹槽的修复,并认为修复区的组织类型主要由修复过程中的热输入决定,当热输入较低时,修复区主要形成马氏体,当热输入较高时,将形成魏氏组织与马氏体的混合组织;欧洲宇航防务集团的Brandl等^[13]建立了Ti-6Al-4V激光熔化沉积过程的热模型,将微观组织分为母材区(BM)、HAZ_(α+β)2、HAZ_(α+β)1、HAZ_β,部分熔化区(PMZ)、熔化区(CG)、融合区(FZ)和熔覆区(AM)等多个区域进行研究,建立了不同位置组织与热输入、冷却速度的相关性。

在铸造钛合金构件的性能评定中,组织状态、内部质量、硬度及力学性能是评定其修复质量的几个关键参考指标,由于以往研究主要是针对构件单次修复后的组织和性能展开的,缺少多次修复对母材热影响区影响规律的相关试验数据。在此背景下,本文以航空发动机机匣材料ZTC4钛合金为对象,系统研究了激光修复对修复区、热影响区组织结构的影响,重点分析多次激光修复对热影响区尺寸、组织及硬度的影响,为激光修复工艺规范的制定提供技术支撑与理论依据。

2 基本原理

2.1 试验材料

本次试验所用待修复材料为ZTC4钛合金,其名义成分为Ti-6Al-4V,具体成分如表1所示。ZTC4是标准牌号航空钛合金,被广泛应用于喷气发动机叶轮叶片的制造。试验用ZTC4板材的尺寸为100 mm×100 mm×5 mm,屈服强度为850.0 MPa,抗拉强度为905.9 MPa,断后伸长率为8.6%。待修复区域位于ZTC4板材中心,孔深为3 mm,底部直径为10 mm,侧壁开45°坡口,如图1所示。

图 1. 待修复区域

Fig. 1. Area to be repaired

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在选取激光修复所用粉末时,应保证粉末成分与母材成分尽可能相近,以便使修复区与母材区形成较好的熔合,并保证待修复件具有较好的力学性能。在本研究中,激光修复所用粉末为采用气雾化方法制备的TC4粉末,粒度为45~105 μm,球状度适中,粉末形貌如图2所示。

图 2. C4粉末的形貌。(a)粉末的微观形貌;(b)颗粒的表面形貌

Fig. 2. Morphologies of TC4 powder. (a) Microscopic morphology of powder; (b) surface morphology of powder

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2.2 试验设备及方法

试验中使用的设备主要有:IPG-4000光纤激光器、GTV PF2/2双桶送粉器、KUKA六轴机器人、自制充氩舱和Fraunhofer ILT同轴送粉头。在试验前,首先将板材清洗干净,然后将其置于120 ℃烘干箱中保温1 h,以避免板材上的油污和氧化膜对试验产生不必要的影响。之后采用丙酮擦拭烘干后的板材表面,并将板材并放入充氩仓中。试验中使用的TC4钛合金粉末同样需要在烘干箱中烘干1 h,再放入送粉器中。

修复过程如图3所示。因为钛合金在空气中修复时会发生严重的氧化现象,在修复前应先向充氩舱中充入氩气,并控制充氩舱中水氧含量(体积分数)为0.1×10^-6~10×10^-6。在修复过程中,先将同轴保护气和载粉气开启,以保证粉末的均匀送出和激光熔覆过程的顺利进行。利用前期研究得到的单层熔覆工艺参数规划了圆孔的修复路径,如图4所示。在设定好的位置运行程序,直至修复过程结束时程序停止。修复过程具体参数如表2所示。

在完成第一次修复后,用铣刀铣去待修复区域,进行随后的再次修复。

图 3. 修复过程示意图

Fig. 3. Diagram of repair progress

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图 4. 路径规划图。(a)正视图;(b)俯视图

Fig. 4. Path planning diagrams. (a) Front view; (b) top view

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3 实验结果与分析

3.1 ZTC4激光修复的微观组织特征

ZTC4板材在修复过程中会生成不同的微观组织区域,这与该区域在修复过程中的热输入有关。图5为激光熔化沉积ZTC4试样的宏观组织,依据不同的组织状态,将修复后的试样划分为母材区、HAZ_(α+β)、HAZ_β和熔覆区4部分。

图 5. 修复后试样的宏观形貌

Fig. 5. Macroscopic morphology of the sample after repair

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母材区组织在修复过程中没有受到热输入的影响,所以其呈现的是原有的ZTC4钛合金的组织。ZTC4钛合金作为一种α+β钛合金,在铸造状态下组织由片状α相和晶间β相组成^[14],如图6所示。

图 6. 母材的α+β组织。(a)金相图片,×300;(b)金相图片,×1000

Fig. 6. Microstructure of α+β in base metal. (a) Metallographic image, ×300; (b) metallographic image, ×1000

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在HAZ_(α+β)中,因为该区域受热影响后的峰值温度小于T_β(钛合金中β相转变温度),所以相比于母材区,它的组织变化有限。此时,原始的β晶界出现了很大程度的破碎,冷却后得到的α相具有很小的长宽比,并交错分布在热影响区中,形成网篮组织,如图7所示。

图 7. 热影响区的网篮组织

Fig. 7. Basketweave structure in HAZ

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在HAZ_(α+β)靠近HAZ_β的位置,其峰值温度已经接近于甚至略高于T_β。对该区域的显微组织进行分析后可以发现,在原有的片状α相附近有大量的集束组织形成,如图8所示。这是因为原始的β晶粒中的α相有足够的形核时间和过冷度,可以在网篮组织内部形核,并最终完成网篮组织向集束组织的转变。

图 8. 热影响区的集束组织

Fig. 8. Colonies structure in HAZ

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相比于HAZ_(α+β),HAZ_β离熔覆区较近,峰值温度大于T_β。因此,在熔覆过程中HAZ_β会发生从α相到β相的转变。相比于熔覆区,HAZ_β有着较大的冷却速度,在冷却结晶时,β相从马氏体点(M_S点)以上快速冷却,形成针状α'马氏体,如图9所示。相比于母材组织和熔覆区组织,α'马氏体具有较大的硬度,但其韧性和塑性较差。

图 9. 热影响区的α'马氏体

Fig. 9. Martensite with α phase in HAZ

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在激光熔覆区中,温度已经超过T_β,β相中的元素扩散系数较大,使得β相粗化,从而形成了粗大的β柱状晶,并逆着Z方向的温度梯度外延生长,且贯穿多个沉积层,最终形成了贯穿整个熔覆区的晶粒,如图10所示。

图 10. 熔覆区的β柱状晶

Fig. 10. β columnar crystal in AM

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当β相温度从T_β以上缓慢冷却后,将形成魏氏组织,如图11所示。当温度下降到T_β以下时,α相会在β相晶粒内部形核,形成相对短而粗的α相。当使用激光作为修复热源时,由于激光能量具有高度集中的特点,修复时的热影响区较小,冷却过程中的元素扩散现象并不明显,所以形成了以针状α相为主的网篮状魏氏组织。魏氏组织的形成与材料的冷却速度有关,研究认为:当冷却速度大于410 ℃/s时,组织为完整的α'马氏体;当冷却速度在410~20 ℃/s之间时,会形成α'马氏体和少量次生α相;当冷却速度小于20 ℃/s时,将形成魏氏组织^[15-16]。学者Cottam等^[17]认为魏氏组织的致密度与激光的扫描速度有关,随着激光扫描速度的降低,魏氏组织越来越致密。

图 11. 熔覆区的魏氏组织

Fig. 11. Widmanstatten structure in AM

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分别提取熔覆层不同区域的显微组织(如图12所示)进行分析。相比于底部短而粗的α相,顶部魏氏组织的长度更长,呈细长的针状。这是因为在修复层的底部,由于后续修复过程中的重熔作用,魏氏组织中的部分马氏体α相在重熔过程中重新转变成的β相与α相中长大的残存的β相将蚕食α相,导致α相变短,并在冷却过程中继续长大,最终形成短而粗的α组织。

因此,在本研究中,从母材到修复区,组织的变化过程为片状α相和晶间β相→网篮组织→马氏体→魏氏组织,如图13所示。

图 12. 熔覆区不同位置的魏氏组织。(a)底部;(b)中部;(c)顶部

Fig. 12. Widmanstatten structures at different positions in AM. (a) Bottom; (b) middle; (c) top

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图 13. 多次修复组织的分区图。(a)第一次修复;(b)第二次修复;(c)第三次修复

Fig. 13. Distribution diagrams after multiple repairs. (a) First repair; (b) second repair; (c) third repair

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3.2 多次修复对热影响区尺寸的影响

在激光修复过程中,部分修复材料将被加热至高温熔化,然后再逐渐冷却。在多次修复过程中,每一次修复都相当于对修复材料进行了一次热处理,这种热处理过程对热影响区的尺寸和力学性能有很大影响。根据修复试样组织的形貌特征,对修复试样不同区域进行划分,第一次修复、第二次修复及第三次修复组织的分区图如图13所示。

分别提取三次修复中5个不同位置热影响区的尺寸,取其平均值,并列于表3中。通过表3可以发现,在多次修复过程中,随着修复次数逐渐增多,HAZ_(α+β)和HAZ_β的尺寸均逐渐增大,第二次修复比第一次修复增大了48.5%,第三次修复比第一次修复增加了127.3%。而且在第三次修复时,热影响区尺寸相比于第二次修复有了较大幅度的上升。这是由于随着修复次数增多,修复后的试样相当于受到了多次退火处理,原热影响区附近的母材区重新受热形成了网篮组织,表现为热影响区尺寸明显增大。

3.3 多次修复对硬度的影响

三次修复对试样硬度的影响如图14所示,多次修复试样的硬度分布如表4所示。可以发现,三次修复后,熔覆区的硬度平均比母材高10.7%,热影响区的硬度平均比母材高17.6%。这是因为热影响区中生成了大量的α'针状马氏体,这种组织具有很高的硬度和强度;而熔覆区的组织为粗大的β柱状晶和典型的魏氏组织,还有少量α'针状马氏体,魏氏组织的强度与硬度均较高,从而导致了熔覆区的硬度上升。

通过对表4的分析可知,第二次修复热影响区的硬度比第一次增加了1.4%,第三次修复比第一次增加了4.0%,而熔覆区与母材区硬度变化不明显。这是因为随着修复次数增多,热影响区尺寸明显增大,热影响区中高硬度的α'针状马氏体明显增多,而母材区与熔覆区组织并未受到多次热输入的影响,故随着修复次数增多组织变化不明显。因此,多次修复将使热影响区硬度略有增加,且高硬度区的范围明显增大,但对熔覆区与母材区硬度的影响不明显。

图 14. 多次修复试样的硬度分布曲线。(a)第一次修复;(b) 第二次修复;(c) 第三次修复

Fig. 14. Hardness distributions after multiple repairs. (a) First repair; (b) second repair; (c) third repair

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4 结论

对多次激光修复后的ZTC4钛合金的显微组织进行观察,分析了多次修复对热影响区尺寸和修复件硬度分布的影响。结果表明:ZTC4钛合金修复试样由母材到修复区的组织变化过程为片状α相和晶间β相→网篮组织→马氏体→魏氏组织;对性能进行研究发现,第二次修复的热影响区尺寸比第一次修复增加了48.5%,第三次修复比第一增加了127.3%,而第二次修复热影响区硬度仅比第一次修复增加了1.4%,第三次修复比第一次增加了4.0%。根据试验结果可以发现:多次修复对组织的构成类型并未产生影响,但会使热影响区的硬度略有增加,且高硬度区尺寸明显增大;多次修复对熔覆区与母材区硬度的影响不明显。本研究为铸造钛合金构件修复次数的控制提供了参考。