发布日期：2026-5-8 8:27:05
引言
钛合金因具有比强度高、耐腐蚀性能好等优点，在航空航天、海洋工程等领域得到广泛应用。Ti6411作为一种新型钛合金，以市场占有量大、成本低的TC4钛合金返回料为基础，通过调整合金元素配比，在保持良好综合性能的同时降低了生产成本，在工业领域具有广阔的应用前景[1]。焊接是钛合金构件制备的关键技术之一，TIG焊因焊接过程稳定、焊接成形美观、焊后综合力学性能好、操作简单、易于实现自动化等优点，成为钛合金常用的焊接方法[2]。然而，钛合金焊接时，焊接热循环易导致接头出现粗大晶粒、脆性相析出、组织不均匀等问题，显著影响了接头的力学性能，限制了其工程应用。因此，如何通过后续处理改善焊接接头组织与性能，成为钛合金焊接领域的研究热点。
热处理作为改善焊接接头组织与性能的有效手段，已在多种钛合金焊接研究中得到应用[3]。廖志谦等[4]采用真空电子束焊接方法实现了25mm厚的TC4ELI钛合金一次性焊接成形，研究了固溶+时效热处理对接头组织及力学性能的影响，发现经过固溶+时效(920℃x2h+500℃x3h)处理后，焊缝的片层α相网篮组织交错分布增强，热影响区和母材的β相基体上时效析出细小片层次生α相，等轴α相更加清晰，接头的组织趋于稳定，力学性能趋于一致，接头强度达到954MPa，冲击吸收能量约为30J，接头强韧匹配性良好。祝鹤等[5]研究了不同退火制度对TA15钛合金板材焊接接头弯曲性能的影响，发现采用一般的焊后稳定化退火处理(750℃x90min和750℃x120min)可起到消除焊接应力的作用，但焊接接头组织性能没有明显改善，未能使弯曲性能得到有效提升，经850℃x120min退火，炉冷处理后，焊接接头组织得到明显改善，同时弯曲性能得到提升。杜永勤等[6]针对新型钛合金Ti-3Al-2Mo-2Zr(TA24)研究了材料典型温度高温性能，采用GTAW焊接中厚新型钛合金试板，焊后对焊接接头进行无损检测，在规定温度下执行焊后热处理，制备试样进行力学性能和金相等试验，分析新型钛合金焊接性及不同焊后热处理温度接头性能变化，发现新型钛合金具有良好焊接性和耐高温性能，650~750℃是该新型合金焊后热处理适宜温度。但目前关于Ti6411新型低成本钛合金TIG焊接接头热处理的研究尚处于起步阶段，不同热处理工艺对其焊接接头组织与性能的影响规律尚不明确，缺乏系统性的研究数据。
本研究皆在通过对比分析退火处理(550℃x2h)、固溶处理(900℃x2h)和固溶+时效处理(900℃x2h+550℃x2h)3种热处理工艺，探究其对Ti6411钛合金TIG焊接头组织和性能的影响规律，为该材料的焊接工艺优化提供理论依据。
1、试验材料及方法
试验选用厚35mm的Ti6411低成本钛合金板材，其化学成分见表1，基本性能见表2。焊接设备采用米勒Dynasty700交直流TIG逆变焊机，焊接工艺参数见表3。
表1 Ti6411低成本钛合金母材化学成分(质量分数)(%)
| Al | V | Fe | Mo | Cr | C | Ti |
| 5.82 | 4.11 | 0.9 | 0.018 | 0.86 | 0.012 | 余量 |
表2 Ti6411低成本钛合金母材基本性能
| 显微硬度HV0.2 | 抗拉强度/MPa | 屈服强度/MPa | 冲击吸收能量/J | 延伸率(%) |
| 346 | 945 | 814 | 37 | 14.5 |
表3 TIG焊接工艺参数
| 打底电流/A | 填充电流/A | 盖面电流/A | 焊接速度/(mm·min-1) |
| 160~180 | 200~220 | 200~220 | 100~200 |
试板开双U形坡口，焊材选用TC3焊丝，焊接前清理焊接试板表面，要求表面无氧化、夹杂、油污等;焊接时，通入氩气保护，依次进行打底焊、双面填充焊和盖面焊，且要求填充焊接每层熔敷金属厚度不小于3mm，层间温度为100℃以下;焊接完成后，对试板进行无损检测，确定焊缝质量。合格后，开展热处理调控试验，不同热处理工艺参数见表4。
表4 Ti6411低成本钛合金不同热处理工艺
| 热处理工艺 | 温度T/℃ | 保温时间t/h | 冷却方式 |
| 退火 | 550 | 2 | 空冷 |
| 固溶 | 900 | 2 | 水冷 |
| 固溶+时效 | 900+550 | 2+2 | 炉冷+空冷 |
利用线切割设备加工金相试样、拉伸试样和冲击试样。采用OLYMPUS GX71金相显微镜对焊接接头宏观形貌及显微组织进行观察分析;利用Wilson VH3300显微硬度计在填充层中心横向间隔0.5mm进行硬度测试;按照图1a所示制取标准拉伸试样，采用INSTRON5985-250 kN材料试验机进行室温拉伸性能测试;按照图1b所示制取标准冲击试样，试样缺口位置分别位于焊缝中心和热影响区中心，采用ZBC2602-C摆锤式冲击试验机进行室温冲击性能测试。
2、试验结果与分析
2.1热处理焊接接头宏观形貌
采用手工窄间隙TIG焊实现35mm厚Ti6411低成本钛合金焊接，成形良好，焊缝截面宏观形貌如图2所示。窄间隙TIG焊缝为多道焊缝堆砌而成，图2a为退火态焊缝截面，堆焊痕迹明显，热影响区较宽，打底层焊缝由大量柱状晶组织(填充位置)和少量等轴晶组织(打底位置)组成，这是因为在打底位置焊接时，熔池位于板材中心，热量散失相对均匀，之后进行填充位置焊接时，对打底位置的焊缝进行再次加热，发生相变再结晶，从而使内部柱状晶消失，形成等轴晶组织;在填充位置焊接时，熔池逐渐上升，热量主要沿垂直于坡口方向向试板表面散失，故形成柱状晶组织[7]。图2b为固溶态焊缝截面，焊缝柱状晶特征仍较明显，组织整体均匀性提升有限。图2c为固溶+时效态焊缝截面，焊缝柱状晶组织减少，等轴晶比例增加，焊缝与母材过渡更平缓，宏观组织均匀性显著得到改善。
2.2热处理对焊接接头组织的影响
Ti6411新型低成本钛合金焊接接头不同区域的光学显微组织和扫描电子显微组织如图3所示。Ti6411母材组织为针状α相和β相转变组织，整体分布相对均匀，呈现规则的交织状。窄间隙TIG焊时，焊缝中心冷却速度较快，高温下的β相来不及充分分解为平衡的α+β组织，转变为粗大的针状马氏体(硬脆相)，是焊接接头性能的薄弱区。焊缝由于加热温度高，停留时间长，形成粗大的柱状晶。热影响区组织形态介于母材与焊缝中心之间，由于加热温度未达到熔化温度，未出现焊缝中心那样明显的柱状晶，热影响区组织中可见部分细小的α相析出，相较于母材，其α相形态更为细小且分布更弥散[8]。
550℃x2h退火热处理后，焊接接头不同区域的光学显微组织和扫描电子显微组织如图4所示。母材原始组织为针状组织形态，中低温退火仅能引发局部相变，无法彻底改变整体结构，故基本保留原始针状组织特征，但退火过程中，原子获得一定的活动能力，发生了一定程度的扩散，使得相界面处的晶格畸变得到一定程度的缓解。焊缝中心粗大的针状组织逐渐变短、变细，部分针状组织的形态开始变得不规则，呈现出类似多边形的趋势，但由于退火处理能量较低，不足以完全消除柱状晶特征。热影响区针状组织的方向性变得不明显，呈现出一种更加弥散的分布状态[9]。
900℃x2h固溶热处理后，焊接接头不同区域的光学显微组织和扫描电子显微组织如图5所示。母材原始针状组织中α相大量溶解，针状结构显著变短、数量减少，局部呈类等轴形态，水冷的高过冷度抑制α相重析，组织以亚稳β相为主，形成规则排列的针状结构，尺寸较大且排列规则，具有一定方向性，部分区域平行度高，局部因相变条件差异，出现片层“分叉”“交错”。
高温下焊缝的柱状晶内α'马氏体回溶，高过冷度抑制了α相长大，故形成细密且取向紊乱的针状α相;但快冷限制了晶界处原子充分扩散，导致晶界α相连续分布，但易引发应力集中，接头性能会变差。热影响区原始晶粒较小，固溶后β相均匀化程度更高，快冷后直接转变为均匀针状α相，因晶粒尺寸小，晶界α相难以连续析出[10]。
900℃x2h固溶+550℃x2h时效热处理后，焊接接头不同区域的光学显微组织和扫描电子显微组织如图6所示。炉冷+时效组合促进了母材α相充分再结晶与均匀化，针状α相尺寸细化，无明显取向差异，呈现“编织状”交错形态，转变β相均匀分布于α相间，整体组织均匀性显著优于前2种工艺。焊缝组织先900℃炉冷，β相缓慢转变为均匀的针状α相，减少了快冷导致的晶界α连续性;再550℃时效，促进β相分解并均匀析出细小α相，使晶界α相因扩散充分而弥散断续，降低脆性。与固溶态相比，针状α相尺寸更均匀，晶界α相由连续变为断续分布。炉冷使热影响区β相充分转变为均匀α相，时效进一步促进β相分解，新增的转变β相填充于α相间，提升组织致密性与均匀性[4]。
2.3热处理对焊接接头显微硬度的影响
Ti6411新型低成本钛合金不同状态焊接接头的显微硬度分布如图7所示。从图7中可以发现，焊态或者固溶+时效态的显微硬度波动更小，退火态和固溶态的显微硬度波动较大，焊缝显微硬度均是焊接接头显微硬度的最小区域。与焊态相比，退火处理使焊缝针状α'马氏体发生部分分解，形成稳定α相，硬度小幅上升;固溶处理使α相大量溶解，水冷的高过冷度抑制α相重析，显微硬度得到提升;时效处理促使β相分解，转变β相增多并均匀分布于α相间隙，接头的均匀性大幅提高，焊接接头的显微硬度有所降低，但硬度梯度也显著减小，应力集中的风险降低，有利于提高焊接接头的整体可靠性[11]。
2.4热处理对焊接接头力学性能的影响
2.4.1拉伸性能
Ti6411新型低成本钛合金不同状态的焊接接头的拉伸性能见表5。焊态的焊接接头抗拉强度平均值为921MPa，屈服强度平均值为817MPa，延伸率平均值为7.5%，原因是焊缝存在的粗大柱状晶和针状α'马氏体(硬脆相)会限制塑性变形，α'马氏体的高强度特性使焊缝强度较高，但热影响区晶粒长大导致局部强度波动，整体强度处于较高水平。退火处理后，焊缝α'马氏体部分转变为针状α相，α相强度略低于α'马氏体，但热影响区α相粗化使局部强度补偿，整体强度与焊态接近，抗拉强度平均值为927MPa，屈服强度平均值为834MPa，延伸率平均值为6.0%。900℃固溶处理使β相均匀化，水冷快速冷却形成细密针状α相，晶界α相连续分布虽增加脆性，但细密针状α相的强化作用使整体强度维持高位，抗拉强度平均值为922MPa，屈服强度平均值为796MPa，延伸率平均值为5.5%。后续时效处理促进β相分解并均匀析出细小α相，使晶界α相因扩散充分而弥散断续，α相也变得粗大，减弱了细晶强化作用，使得强度降低，但是由于组织的均匀性显著改善，因此协调变形能力增强，使得延伸率得到显著提升，抗拉强度平均值为830MPa，屈服强度平均值为742MPa，延伸率平均值为8.9%[12]。
表5不同状态的焊接接头拉伸性能
| 接头状态 | 抗拉强度/MPa | 屈服强度/MPa | 延伸率(%) |
| 焊态 | 928,917,924,914 | 810,804,829,826 | 6.5,8.0,7.5,8.0 |
| 退火态 | 923,931,934,919 | 830,842,834,831 | 6.5,6.0,6.0,6.0 |
| 固溶态 | 935,942,900,913 | 800,817,770,795 | 5.0,5.0,5.5,6.5 |
| 固溶+时效态 | 822,834,831,832 | 737,745,742,743 | 7.5,9.5,9.0,9.5 |
2.4.2冲击性能
Ti6411新型低成本钛合金不同状态的焊接接头焊缝和热影响区冲击吸收能量测试数据如图8所示。焊态下，焊缝冲击吸收能量平均值为57J，具备一定抗冲击能力，但热影响区仅34J，韧性较差。焊态的焊缝虽有α'马氏体，但柱状晶内交错杂乱分布的针状结构更易吸收冲击能量，故冲击吸收能量较高，而热影响区因焊接热循环导致晶粒长大，且存在少量细小的次生相，导致冲击性能相比焊缝的显著下降。经退火处理，焊缝冲击吸收能量降至54J，热影响区进一步跌至27J，退火处理后焊接接头的α'马氏体部分转变为针状α相，针状α相因扩散略有粗化，且晶界α相聚集，未改善整体组织结构反而降低了接头冲击性能。固溶处理后，焊缝冲击吸收能量继续下滑至45J，热影响区的维持在24J，固溶水冷处理导致焊缝抑制α相重析，针状α相取向紊乱且晶界α相连续分布，导致局部应力集中，对焊接接头冲击性能有显著负面作用。而采用900℃x2h固溶+550℃x2h时效处理后，焊缝冲击吸收能量大幅跃升至69J，热影响区的也提升到54J，固溶时效处理使焊缝晶界α相断续分布，针状α相细化且均匀分布，显著增强了焊接接头的韧性，综合冲击性能最优[13]。
3、结论
本文通过对Ti6411低成本钛合金35mm厚的TIG焊接头进行550℃x2h退火、900℃x2h固溶及900℃x2h固溶+550℃x2h时效3种热处理工艺试验，系统分析了热处理对其组织与性能的影响，得出以下结论:
(1)550℃x2h退火仅能小幅改善组织，但因温度低，无法消除焊接导致的组织不均。900℃x2h固溶通过高温实现β相均匀化，但快冷抑制α相重析，针状α相取向紊乱且晶界α相连续分布，反而增加脆性风险。900℃x2h炉冷+550℃x2h空冷的固溶+时效处理效果最优，可使焊缝、热影响区和母材的组织均匀性显著提升，表现为针状α相细化且分布均匀，晶界α相呈断续分布，转变β相增多，有效改善了焊态的粗大柱状晶和脆性α'马氏体组织，以及单一退火或固溶处理导致的组织粗化、晶界α相连续等问题。
(2)固溶+时效处理能降低接头的硬度梯度，使焊缝、热影响区与母材的硬度分布更均匀，减少应力集中风险。固溶+时效处理虽使抗拉强度略有降低(平均值达830MPa)，但延伸率平均值显著提高至8.9%，塑性改善明显，性能更接近母材的综合水平。同时大幅提升了接头各区域的冲击韧性，焊缝冲击吸收能量达69J，热影响区冲击吸收能量达54J，远优于其他工艺，抗冲击能力显著增强。
综合而言，900℃x2h炉冷+550℃x2h空冷的热处理工艺可有效优化Ti6411低成本钛合金TIG焊接头的组织与性能，其综合力学性能(抗拉强度平均值830MPa、延伸率平均值为9.0%、冲击吸收能量69J)优于其他工艺,为该合金在工程领域的焊接应用提供了可靠的工艺参考。
参考文献:
[1]弭光宝，谭勇，陈航，等.增材制造600℃高温钛合金研究进展[J].航空材料学报,2024,44(1):15-30.
[2]高福洋，廖志谦，李文亚.钛及钛合金焊接方法与研究现状[J].航空制造技术，2012(Z2):86-90.
[3]李振亮，李扬，李欣，等.热处理对焊接不等厚TC4钛合金板焊缝微观组织性能影响[J].内蒙古科技大学学报，2017,36(1):31-35.
[4]廖志谦，高奇，晏阳阳，等.固溶时效对TC4ELI钛合金电子束焊接接头组织与力学性能的影响[J].焊管，2025，48(3):44-49,54.
[5]祝鹤，刘艳梅，赵栋，等.焊后热处理对TA15钛合金中厚板焊接接头弯曲性能的影响[J].金属热处理，2024，49(2):179-182.
[6]杜永勤，朱金飞，张见祥，等.新型Ti-3Al-2Mo-2Zr(TA24)合金焊接及热处理工艺研究[J].钢铁钒钛，2019，40(5):37-43.
[7] Akhonin S V, Belous V Y, Selin R V, et al. Influence of TIG welding thermal cycle on temperature distribution and phase transformation in low-cost titanium alloy[J]. IOP Conference Series: Earth and Environmental Science，2021，688(1):012012-012020.
[8]李冬杰，万晓慧，李晓红，等.TC17钛合金在TIG焊接方法下的焊接性研究[J].航空制造技术，2015(11):70-73.
[9]廖志谦，孙建刚，石红杰，等.局部热处理对Ti6321钛合金焊接接头组织和性能的影响研究[J].材料开发与应用，2025，40(5):55-62.
[10]徐颖昶，王倩，杨杰，等.焊丝成分和焊后热处理对新型α+β钛合金焊接接头组织和硬度的影响研究[J].材料开发与应用，2024，39(4):18-27.
[11] Dewangan S. Effect of heat treatment into tensile strength, hardness and microstructural attributes of TIG welded Ti-6Al-4V titanium alloy[J]. Australian Journal of Mechanical Engineering, 2024(1):22.
[12]何逸凡，陈东高，张龙，等.TC4钛合金MIG焊接头热处理后组织性能研究[J].钢铁钒钛，2021，42(6):164-170.
[13]张菁丽，辛社伟，周伟，等.热处理对Ti650钛合金电子束焊接组织和力学性能的影响[J].稀有金属材料与工程，2021，50(1):299-303.
（注，原文标题：热处理工艺对Ti6411低成本钛合金焊接接头组织与性能的影响_郎咏坤）
tag标签:Ti6411低成本钛合金,TIG焊接头