ZTC4激光熔覆修復力學性能及失效分析

郄喜望1， 張美娟1， 鄒純昱， 黃怡晨， 李俐群

(1.中國航發北京航空材料研究院，北京100095； 2.哈爾濱工業大學，先進焊接與連接國家重點實驗室,哈爾濱150001)

0 前言

作為當代航空發動機的主要結構材料之一，鈦合金具有低密度、高強度、耐腐蝕、耐高溫等諸多優點，其發展應用水平彰顯著一個國家航空航天工業的先進程度[1]。先進鈦合金的大量使用是新一代飛機和新型發動機先進性的主要標志，TC4鈦合金被廣泛的用于航空發動機的機匣和肋板等[2]。送粉式激光熔覆修復技術是現階段具有較大應用潛力的修復技術之一，以金屬粉末為原料，在CAD等相關軟件支持下，通過控制送粉噴嘴和運動機構按特定軌跡運動，依據缺陷的形狀，對待修復部位進行逐層熔覆，從而完成對帶有缺陷零件的幾何形貌和力學性能的修復[3]。

近年來，激光熔覆修復技術的發展得到了國外學者的廣泛關注。20世紀70年代，Gnamuthu率先獲得了激光熔覆技術的專利。1981年，Rolls-Royce[4]成功將激光熔覆技術應用于噴氣發動機葉輪葉片的修復中。Graf等人[5]對Cr-Ni不銹鋼的修復進行了深入的研究，完成對U形和V形凹槽的修復。同時，Acharya等人[6-7]對CMSX-4和In100等在高溫合金進行了激光熔覆修復，都取得了很好的結果，證明了激光熔覆技術在高溫合金修復上的可行性。Liu等人[8]成功使用AlSi12和7075鋁合金的混合粉末對6.25 mm的7075-T6鋁合金板材進行了修復。

中國許多高校和研究所已經意識到激光熔覆技術在結構件修復上的重要性，并已經開展了相關研究。Liu Q等人[9-10]對TC17鈦合金的上的槽缺陷進行了激光熔覆修復，研究發現，當開槽形狀為半圓形時，修復表面與激光束夾角較小，激光能量無法被待修復表面吸收，從而導致了側壁未熔合的出現。何毅[11]研究了離焦量和粉末焦點位置對熔覆層質量的影響，研究發現，當激光功率、掃描速度和送粉量一定時，熔覆層寬度隨著離焦量和激光光斑尺寸的增大而增大。劉賢德[12]研究了掃描路徑對激光熔覆修復試樣表面硬度的影響，研究發現，當采用回形搭接時，激光從外向內并逐道掃描，修復區域中心溫度梯度較大，修復后冷卻時間較長，導致其表面硬度較低；而熱搭接熔池存在時間較長，粉末熔化較為充分，所以表面硬度較高。

章敏等人[13]通過研究鈦合金的激光增材制造發現激光功率和掃描速度是沉積層的寬度的主要影響因素。Silva等人[14]研究了激光修復過程中激光功率，掃描速度和送粉量對熔覆效率和稀釋率的影響，研究發現，在一定參數范圍內，激光功率對熔覆效率和稀釋率影響較小，而掃描速度和送粉量產生明顯影響。王剛等人[15-16]對鎳基高溫合金的焊接修復進行了研究，對激光修復的參數提供了一定參考。張天剛等人[17]發現涂層中彌散分布的納米顆?？梢栽谝欢ǔ潭壬咸岣吡送繉拥娘@微硬度。李曉錫等人[18]發現采用匹配的熔覆材料和優化工藝參數可以減少內部缺陷。

上述研究為航空鈦合金的修復提供了寶貴的經驗參考。但現階段，針對鑄造態航空機匣部件，國內的主流缺陷修復方式仍為手工TIG填絲修復，激光熔覆修復技術對于ZTC4材料的修復仍存在從試驗到工藝應用的鴻溝。因此，為了進行激光熔覆修復鈦合金的工藝探索，以ZTC4平板圓孔修復為研究對象，開展修復區微觀組織、力學性能及失效分析的研究。

1 試驗方法

1.1 試驗材料

試驗用母材為ZTC4鈦合金板材，是標準牌號的航空用鈦合金，廣泛應用于噴氣發動機葉輪葉片的制造。其名義成分為Ti-6Al-4V，表1為相關元素的含量。試驗用ZTC4板材尺寸為100 mm×100 mm×5.5 mm，屈服強度為820.0 MPa，抗拉強度為899.7 MPa，斷后伸長率為6.6%。

為使修復區與母材區形成較好的熔合，保證待修復試樣具有較好的力學性能，因此在選取粉末成分時，應保證粉末的成分與母材成分盡量相近。試驗中激光修復所用粉末為氣霧化制備的TC4粉末，顆粒度為45～105 μm，球狀度良好，粉末的掃描圖片如圖1所示。

表1 TC4鈦合金的化學成分 (質量分數，%)

圖1 TC4粉末

1.2 試驗設備及方法

試驗中所使用的設備主要有：IPG YLS-4000光纖激光器，雙桶送粉器，含有數控系統的充氬艙和Fraunhofer ILT同軸送粉頭。在修復前，首先需要使用化學試劑對鈦合金板材進行清洗。將板材在1%HF和3%HNO3的水溶液中浸泡5 min，并用鋼絲刷刷去板材表面的氧化膜和油污，隨后用清水沖洗掉殘余溶液，然后在120 ℃烘干箱中保溫1 h，將烘干后的板材表面用丙酮試劑擦拭并放入充氬艙中。試驗中使用的TC4鈦合金粉末同樣需要在烘干箱中烘干1 h，再放入送粉器中。待修復區域位于ZTC4板材的中心，孔深為5 mm，底部直徑φ10 mm，側壁開45°坡口，待修復區域如圖2所示。

激光熔覆修復過程使用的激光頭焦距為250 mm，聚焦光斑直徑為0.27 mm，分別選取離焦量為-15 mm和-5 mm的工藝參數進行修復試驗，此時光斑直徑分別為2.5 mm和1.0 mm，表面搭接方式及順序搭接修復示意圖如圖3所示。

圖2 待修復孔外觀形貌

圖3 搭接修復示意圖

在修復過程前應先向充氬艙中充入氬氣，控制充氬艙中水氧含量低于0.01‰，以防止鈦合金在修復過程中發生嚴重的氧化。在修復過程中，先將同軸保護氣和載粉氣開啟，以保證粉末的均勻送出。隨后在設定好的位置開啟激光和送粉，通過設定好的程序控制六軸數控系統的行走，并最終完成不同深度圓孔的修復。在完成第一次修復后，用銑刀銑去待修復區域，以進行隨后的再次修復。

單道熔覆工藝試驗分別在光斑直徑2.5 mm和1.0 mm兩種工藝條件下進行，以建立高熱出入高效率修復，低熱輸入精密修復兩種工藝模式。試驗過程設定載粉氣流為9 L/min，保護氣流為15 L/min。

2 試驗結果與討論

2.1 修復區微觀組織形貌

采用光斑直徑2.5mm封邊搭接，光斑直徑1.0 mm封邊搭接及旋轉修復表面形貌分別如圖4～圖6所示。研究發現，當使用封邊搭接和旋轉修復時，修復區與母材結合較好，尺寸精度和表面精度均較好，表面沒有明顯缺陷。當修復路徑采用光斑直徑2.5 mm封邊搭接和旋轉修復后，修復后試樣成形較好；當修復路徑采用采用光斑直徑1.0 mm封邊搭接時，修復層數和修復道數均較多，修復過程精確度較高。

圖4 光斑直徑2.5 mm封邊搭接修復時表面形貌

圖5 光斑直徑1.0 mm封邊搭接修復時表面形貌

圖6 旋轉修復表面形貌

搭接修復后，利用線切割設備沿修復的圓孔直徑方向切開，經機械打磨拋光試樣后，使用Kroll試劑進行腐蝕，最終在光學顯微鏡下觀察，獲得了修復區截面金相組織，如圖7～圖9所示。

圖7 光斑直徑2.5 mm封邊搭接修復后金相圖片

圖8 光斑直徑1.0 mm封邊搭接修復后金相圖片

對比封邊搭接、光斑直徑2.5 mm、不同修復層數的微觀組織可以發現，隨孔深增加修復層數增多，β柱狀晶生長方向一致的趨勢更明顯；對比封邊搭接光斑直徑2.5 mm和1.0 mm的微觀組織可以發現，隨著光斑直徑的減小，順序搭接層厚度減小，導致修復層數增多，β柱狀晶細小，組織緊密，同時順序搭接層可獲得更好的平行度，從而使得表面成形平整；對比封邊搭接和旋轉修復的微觀組織可以看出，旋轉修復組織沿修復方向未出現明顯分層，圓孔外側及底部細密，中部組織較為粗大。

圖9 旋轉修復后金相圖片

修復結果見表2，當修復路徑采用光斑直徑2.5 mm封邊搭接時，具有較高的修復效率，深3 mm孔(修復層數為3層)在修復后仍有少量氣孔和層間未熔合，沒有明顯的邊界未熔合；當修復路徑采用光斑直徑1.0 mm封邊搭接時，深3 mm孔修復層數為7層，修復時間為85 s，深5 mm孔修復層數為10層，修復時間為132 s，平均修復時間相比光斑直徑2.5 mm增加了50%以上，導致修復效率降低，但修復后未發現未熔合缺陷且氣孔率較低，整體修復質量得以保障。當采用光斑直徑2.5 mm旋轉修復時，平均修復時間與光斑直徑2.5 mm封邊搭接的修復時間基本相同，修復后未發現邊界未熔合，但修復層上部層間未熔合較多。

表2 不同修復工藝的修復時間對比

根據以上微觀組織的對比分析可以得出，封邊搭接和旋轉搭接的修復質量及修復效率相近，能在保證修復效率的情況下保證一定的修復質量。光斑直徑相較于修復層數是更主要影響修復質量的工藝參數。其中光斑直徑2.5 mm修復時，修復層厚較大，同一修復層內掃描激光的道數較少，熱循環次數少有利于形成接近鑄造尺寸大小的晶粒，并且能保證較高的修復效率；而光斑直徑1.0 mm時，修復層數增加，激光掃描次數的增多導致了更多次數的熱循環，雖然修復精度有所提高，但晶粒尺寸明顯增大。光斑直徑一定時，不同修復層數下的微觀組織形態未見明顯區別。

2.2 修復樣件力學性能

對于鈦合金激光熔覆修復試件，抗拉強度與斷后伸長率是兩個最重要的力學性能考核指標。橫向拉伸時，應力垂直于熔覆層的結合面，可以很好的評估熔覆的結合強度。同時，與沿熔覆方向的拉伸和沿沉積方向的拉伸比較，橫向拉伸的綜合力學性能較為薄弱。所以試驗中對修復試樣的橫向拉伸性能進行了分析，修復試樣拉伸件截取位置如圖10所示。

圖10 拉伸件截取位置

取常溫下不同工藝參數與掃描路徑下修復區厚度占比為100%的試件進行拉伸試驗，其拉伸曲線如圖11所示，不同工藝參數與掃描路徑的試件的抗拉強度見表3，從拉伸曲線可以看出，鈦合金修復試樣整體抗拉強度和斷后伸長率均較高。對比不同工藝及修復路徑下的拉伸結果，研究發現，采用光斑直徑2.5 mm封邊搭接修復后力學性能更為優越，其修復后強度幾乎等于母材拉伸強度，且斷后伸長率較高，分析原因可能是因為前文中細小的晶粒帶來的較好的拉伸性能。采用光斑直徑1.0 mm封邊搭接修復后抗拉強度較低，且斷后伸長率較低。

圖11 不同拉伸試樣拉伸曲線

表3 不同工藝參數和掃描路徑下修復試樣力學性能

截取拉伸試樣位于修復區處，并進行常溫拉伸試驗。研究發現，修復區抗拉強度為1 004 MPa，斷后伸長率為10.0%，強度和斷后伸長率均遠高于母材，因此，當試件內缺陷得到良好的控制后，試件的斷裂位置將為母材或熱影響區。

2.3 拉伸試樣典型斷裂形式

當修復路徑采用光斑直徑2.5 mm封邊搭接時，其斷裂位置主要為母材區。采用光斑直徑2.5 mm修復試樣斷口形貌如圖12所示。通過對其斷口形貌的分析發現，試樣斷口截面上分布著密密麻麻的小韌窩，是典型的韌性斷裂。同時，修復試樣拉伸試樣均斷裂在母材位置，說明此時修復區和熱影響區的抗拉強度高度母材的拉伸強度，具有更為優良的力學性能。由此可知，修復區內部的少量層間未熔合對整體修復試樣的拉伸性能影響不大。

當修復路徑采用光斑直徑1.0 mm封邊搭接和旋轉修復時，其斷裂位置主要為熱影響區。將拉伸試樣的斷口放在SEM下觀察，光斑直徑1.0 mm封邊搭接修復試樣斷口形貌如圖13所示。研究發現，光斑直徑1.0 mm修復試樣斷口形貌上同時擁有韌窩和解理面，是典型的準解理斷口。當采用光斑直徑1.0 mm進行修復時，由于熱影響區處殘余應力較大，熱影響區處將成為顯微裂紋，受到拉伸應力時向兩側擴展，并最終形成解理斷裂。

圖12 光斑直徑2.5 mm時斷口截面分布著細小韌窩

圖13 光斑直徑1.0 mm時斷口截面分布著韌窩和解理面

2.4 熱處理對修復試樣微觀組織的影響

去應力退火后的熔覆區組織如圖14所示。通過對熔覆區組織對比，可以發現去應力退火前后熔覆區組織差別并不明顯。去應力退火后，熔覆區的β柱狀晶晶界仍保存較好，內部的魏氏組織和六方馬氏體組織逐漸向板條狀α相轉化，表現為α相長寬比明顯降低。

圖14 去應力退火后熔覆區組織

固溶處理后ZTC4修復試樣熔覆區微觀組織如圖15所示。由于研究中選擇的固溶溫度在Tβ以下，固溶處理過程中峰值溫度位于α+β兩相區，此時，熔覆區的初生α相無法完全轉變為β相。此時，未轉變為β相的六方馬氏體α相將轉變為板條狀α相，表現為α相長寬比的降低。在隨后的冷卻過程中，由于水冷時冷卻速度較高，熔覆區中的β相將在MS點以上快速冷卻，從而形成長針狀的α,馬氏體，因此，表現為飽和的α+α,相和少量的β相。

圖15 固溶處理后熔覆區組織

時效處理后ZTC4修復試樣熔覆區微觀組織如圖16所示。研究發現，在時效處理后，熔覆區內部的魏氏組織將轉化為組織較為均勻的網籃組織。部分固溶處理中形成的長針狀α,馬氏體較為穩定，將以細針狀的α,保存下來。剩余的α,相將與熔覆區內部的α相共同粗化，并最終在緩慢冷卻過程中形成大量初生塊狀α相和片狀α相，以及少量的β相轉變組織。

圖16 時效處理后熔覆區組織

2.5 熱處理對修復試樣力學性能的影響

在鑄造鈦合金構件的力學性能評定中，拉伸性能是評定其修復后力學性能的一個關鍵參考指標。在研究中，將通過研究兩種熱處理工藝對修復件拉伸性能的影響，進而評估不同熱處理工藝在鑄造鈦合金激光修復技術中的應用前景。

不同熱處理工藝下ZTC4激光修復試樣的拉伸曲線如圖17所示，其抗拉強度與斷后伸長率見表4。研究發現，熱處理前后修復試樣的拉伸性能變化不大。這是因此對于激光修復試樣和兩種熱處理后試樣，其斷裂位置均在母材區，而母材區熱處理前后組織變化不明顯，因此熱處理不會對修復試樣的力學性能產生很大影響。

圖17 不同拉伸試樣拉伸曲線

表4 不同熱處理工藝對修復試樣力學性能

熱處理工藝橫向抗拉強度Rm/MPa斷后伸長率A(%)激光修復9055.2去應力退火9095.5固溶+時效9109.2

綜合比較兩種熱處理方法對修復試樣力學性能的影響，同時，由于通常整體結構件尺寸較大，配合較為精確，對整體結構件進行熱處理不但會耗費大量的時間和經濟成本，且熱處理過程可能對結構件的精度造成影響。綜上所述，通過修復后熱處理對修復后整體結構件力學性能進行改善在實際應用中有著較大的局限性。

3 結論

文中采用同軸送粉式激光熔覆技術對ZTC4板材的圓孔形缺陷進行修復，研究了不同工藝、不同掃描路徑及不同熱處理工藝下激光修復對ZTC4修復件力學性能的影響。

(1)封邊搭接和旋轉搭接的修復質量及修復效率相近，能在保證修復效率的情況下保證一定的修復質量。光斑直徑相較于修復層數是更主要影響修復質量的工藝參數。其中光斑直徑2.5 mm封邊修復時，熱循環次數少有利于形成接近鑄造尺寸大小的晶粒，并且能保證較高的修復效率。光斑直徑一定時，不同修復層數下的微觀組織形態未見明顯區別。

(2)光斑直徑2.5 mm封邊搭接3 mm和5 mm圓孔時，抗拉強度分別為905 MPa和911 MPa，斷后伸長率分別為9.2%和9.8%，均超過母材及鑄造板材的抗拉強度和斷后伸長率，修復質量較好。

(3)光斑直徑2.5 mm封邊搭接拉伸件斷口分布大量細小韌窩，呈韌性斷裂；光斑直徑1.0 mm封邊搭接拉伸件斷口由韌窩和解理面構成，呈準解理斷裂。

(4)去應力退火后修復區的六方馬氏體和魏氏組織逐漸向板條狀α相轉化，表現為α相長寬比明顯降低。固溶+時效后修復區將形成部分針狀α，馬氏體，大量初生塊狀α相和片狀α相，以及少量的β相轉變組織，修復試樣的綜合力學性能在熱處理前后變化不大。