鈦合金具有比強(qiáng)度高比模量高、抗腐蝕性能好、高/低溫性能優(yōu)異等特點(diǎn),集航天材料所需特質(zhì)于一體,成為了航天領(lǐng)域應(yīng)用廣泛的關(guān)鍵材料之一[1]。

其中TC4鈦合金占全球鈦合金產(chǎn)量的50%以上[2],具有較高的服役強(qiáng)度及良好的熱穩(wěn)定性,服役溫度可達(dá)400℃。然而鈦合金材料成本高,很大程度上限制其廣泛應(yīng)用。因此,鈦合金材料的制備及成形的低成本化已成為國(guó)內(nèi)外鈦工業(yè)領(lǐng)域重要的研究方向[3]。

為了降低鈦合金成本,可通過減少昂貴的合金元素或用可以在鈦中發(fā)揮類似作用的廉價(jià)元素替代昂貴元素[4] 。但TC4鈦合金的鑄錠晶粒非常粗大,通常需要高溫開坯工藝破碎粗大的晶粒,這顯著增加了成本、工時(shí)和能 耗[5]?，F(xiàn)階段針對(duì)TC4鈦合金,普遍通過使用Fe代替V從而達(dá)到降低鈦合金成本的目的[6]。目前,國(guó)內(nèi)外已有 很多學(xué)者對(duì)此類低成本鈦合金的熱處理工藝與成形進(jìn)行研究。駱良順等[7]認(rèn)為Ti-6Al-2.5V-1.5Fe-0.15O低 成本鈦合金屬于負(fù)溫度正應(yīng)變敏感材料,該合金的適宜熱變形區(qū)為應(yīng)變速率為0.001~0.01s^-1、變形溫度為 875~925℃。WanGL等[8]在Gleeble3800上進(jìn)行了Ti6Al-0.4V-1.2Fe低成本鈦合金的等溫壓縮實(shí)驗(yàn),結(jié)果表明, 該合金的最佳變形溫度為820~950℃、應(yīng)變速率為0.01~0.32s^-1,與Ti-6Al-4V鈦合金相比,Ti-6Al-0.4V- 1.2Fe低成本鈦合金具有更好的熱加工性能和更好的塑性。BodunrinMO等[9]在Gleeble3500熱模擬機(jī)上對(duì) Ti-6Al-1V-3Fe鈦合金進(jìn)行了不同變形溫度(750~950℃)和應(yīng)變速率(1~10s^-1)下的熱壓縮實(shí)驗(yàn),使用加工圖和 顯微結(jié)構(gòu)驗(yàn)證來確定最合適的加工條件。XuGH等[10]通過多道次熱變形將Ti-6Al-2.5V-1.5Fe鈦合金中原始 粗大的晶粒細(xì)化到更小的尺寸,闡明了不同變形條件下的熱變形行為和組織演變的協(xié)同調(diào)控規(guī)律,以及相應(yīng)的 動(dòng)態(tài)再結(jié)晶行為。目前,針對(duì)Fe代替V的低成本鈦合金熱成形研究相對(duì)較多,但是針對(duì)TC4LCA低成本鈦合金這 一類通過改變微量元素比例,從而降低成本的鈦合金的熱成形研究相對(duì)較少。TC4LCA是在傳統(tǒng)TC4鈦合金化學(xué) 成分的基礎(chǔ)上,保持主成分Al、V含量不變,對(duì)微量元素Fe和O的含量進(jìn)行微調(diào),而設(shè)計(jì)的一種新型低成本鈦合 金[11]。對(duì)比TC4鈦合金,其生產(chǎn)成本降低25%以上,且屈服強(qiáng)度與抗拉強(qiáng)度均優(yōu)于傳統(tǒng)TC4鈦合金。但針對(duì) TC4LCA低成本鈦合金熱彎曲工藝尚缺乏系統(tǒng)研究,因此,本文詳細(xì)研究了不同熱處理制度對(duì)TC4LCA低成本鈦合 金的硬度、強(qiáng)度、回彈變形以及成形性能的影響,探究TC4LCA低成本鈦合金熱彎曲最佳工藝參數(shù),進(jìn)而降低鈦 合金航天航空構(gòu)件成本,這對(duì)于推廣TC4LCA低成本鈦合金在航空航天高端裝備領(lǐng)域的應(yīng)用是十分必要的。

1、實(shí)驗(yàn)材料

本研究從由西部鈦業(yè)有限責(zé)任公司提供的退火態(tài)TC4LCA鈦合金坯料中切割長(zhǎng)度為165mm、寬度為80mm、厚度 為12mm的板坯試樣(軋制方向)。

其化學(xué)成分見表1,其屈服強(qiáng)度為1000MPa,抗拉強(qiáng)度為1033MPa。

2、V型件熱彎曲實(shí)驗(yàn)裝置與方法

為探究TC4LCA鈦合金V型件熱彎曲工藝參數(shù),開展鈦合金熱彎曲實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)在熱成形實(shí)驗(yàn)單元RX-1設(shè)備上進(jìn)行 ,上下平臺(tái)采用電熱棒電阻加熱的方式,通過PID控制設(shè)備爐內(nèi)溫度。實(shí)驗(yàn)用V型件熱彎曲模具示意圖與安裝位 置如圖1和圖2所示,采用R4.8mm圓角半徑的型面進(jìn)行熱彎曲實(shí)驗(yàn),模具和板料的溫度通過平臺(tái)升溫傳導(dǎo),平臺(tái) 使用K型熱電偶測(cè)溫,精度范圍為±1.5℃。在V型件熱彎曲模具內(nèi)設(shè)置了熱電偶放置孔,在進(jìn)行熱彎曲實(shí)驗(yàn)時(shí), 熱電偶外接溫度監(jiān)控記錄儀,由溫控儀實(shí)時(shí)檢測(cè)V型件成形溫度變化。實(shí)驗(yàn)開始前,在模具與板坯上噴涂石墨 作為潤(rùn)滑劑;V型件熱彎曲模具裝爐,安裝熱電偶,通過PID溫控儀設(shè)定實(shí)驗(yàn)所需目標(biāo)溫度;待溫度升至目標(biāo)溫度 后放入板坯,板坯通過臺(tái)階以及板坯與模具一端對(duì)齊的方式定位;板坯在模具內(nèi)保溫3min,保證板坯溫度達(dá)到 實(shí)驗(yàn)所需溫度,由于模具較小,且熱電偶孔安裝位置接近板坯型面,可認(rèn)定熱電偶外接的溫度監(jiān)控記錄儀所顯 示的溫度代表板坯的溫度;凹模保持固定,凸模以5mm·s-1的速度向下沖壓;沖壓結(jié)束后,模具合模保持不動(dòng), 在此狀態(tài)下保持一定的時(shí)間,同時(shí)監(jiān)測(cè)溫控儀的溫度變化;保壓結(jié)束后,取出零件,放在室溫環(huán)境中自然冷卻回 彈。

TC4LCA鈦合金V型件熱彎曲實(shí)驗(yàn)采用耦合模具等溫?zé)釅撼尚畏椒ㄍ瓿?模具材料為耐熱鑄鋼ZG35Cr24Ni7SiN。 模具凸模的彎曲半徑分別為(t為板坯初始厚度,t=12mm):0.5t(6mm)、1.0t(12mm)、1.5t(18mm)、2.0t (24mm),彎曲角度均為90°。鈦合金在室溫下的變形抗力高、成形性能較差,易導(dǎo)致構(gòu)件過度回彈及開裂,因此 ,可通過提高成形溫度改善其成形性能[12],但是在800℃以上,鈦合金會(huì)呈現(xiàn)出典型的超塑性。因此,本文研 究的鈦合金熱彎曲工藝的溫度區(qū)間為700~800℃。熱彎曲成形溫度分別選取為700、750和800℃,模具升溫至 目標(biāo)溫度后,轉(zhuǎn)移試樣至模具中保溫20min后開始成形,當(dāng)凸凹模耦合后加壓至147kN,分別保壓5、15、25min 后取出試件,空冷至室溫。具體實(shí)驗(yàn)參數(shù)如表2所示,每組條件進(jìn)行3次重復(fù)性實(shí)驗(yàn)。

在成形結(jié)束后利用游標(biāo)角度尺測(cè)量?jī)蓚€(gè)直角邊的角度,將測(cè)得的角度與模具數(shù)模的直角邊角度進(jìn)行對(duì)比,進(jìn)而 得出回彈角,再利用壁厚測(cè)量?jī)x測(cè)量V型件壁厚變化。同時(shí)為探究不同工藝參數(shù)對(duì)鈦合金微觀組織的影響,沿V 型件厚度方向切割金相樣品,經(jīng)打磨、拋光、腐蝕后利用金相顯微鏡觀察V型件成形過程中的微觀組織變化。 為探究不同熱彎曲工藝參數(shù)對(duì)V型件力學(xué)性能的影響規(guī)律,沿V型件對(duì)稱等距位置分別測(cè)量維氏硬度,并在V型 件兩側(cè)直邊區(qū)域切割拉伸試樣,進(jìn)行強(qiáng)度測(cè)量。

3、結(jié)果與分析

3.1　尺寸偏差分析

較小的彎曲半徑(0.5t)導(dǎo)致成形產(chǎn)生明顯的尺寸偏差,如圖3所示,該彎曲半徑下,V型件內(nèi)部出現(xiàn)明顯壓痕,造 成彎曲內(nèi)側(cè)厚度方向上過度減薄。寬度方向在厚向擠壓力的作用下發(fā)生伸長(zhǎng)變形,彎曲角周圍產(chǎn)生壓縮變形, 使得金屬在寬度方向上向兩側(cè)流動(dòng),造成寬度方向增寬,寬度從80mm增大至82.34mm。同時(shí),圓角外側(cè)由于不受 凸模的直接作用力,因此寬度方向的變形量較少,內(nèi)側(cè)金屬帶動(dòng)外側(cè)金屬運(yùn)動(dòng),使得內(nèi)側(cè)外翻,在邊緣產(chǎn)生畸變 缺陷,導(dǎo)致邊緣厚度從12mm增厚至12.69mm。

3.2　回彈分析

不同成形溫度和保壓時(shí)間下彎曲半徑與回彈角的關(guān)系如圖4所示。測(cè)量結(jié)果表明,在相同成形溫度條件下,隨 著彎曲半徑與保壓時(shí)間的增加,回彈角減小,在700℃條件下,回彈角從38′降低至3′,在750 ℃條件下,回彈角從12′降低至1′,在800℃條件下,回彈角從8′降低至0′。鈦合金厚板V型件熱彎曲時(shí)出現(xiàn) 的缺陷為回彈與壁厚減薄。V型件成形受力示意圖如圖5所示,在實(shí)驗(yàn)測(cè)試中,由于摩擦,板材受到彎矩M和拉力 F。當(dāng)彎曲半徑較小時(shí),在拉力F的作用下板坯外側(cè)受拉應(yīng)力變形量較高,外側(cè)與內(nèi)側(cè)壓應(yīng)力產(chǎn)生較大差異,板 材的中性層向內(nèi)層移動(dòng),導(dǎo)致彎曲后回彈角較大。

保壓時(shí)間同為15min時(shí),不同成形溫度下彎曲半徑與回彈角的關(guān)系如圖6a所示,可以發(fā)現(xiàn)成形溫度從700℃提升 至800℃、彎曲半徑從0.5t增大至2.0t時(shí),回彈角從27′降低至0′,V型件的彎曲回彈得到有效抑制。當(dāng)彎曲 半徑為12mm時(shí),不同保壓時(shí)間下成形溫度與回彈角的關(guān)系如圖6b所示,隨著成形溫度從700℃提升至800℃、保 壓時(shí)間從5min增加至25min時(shí),回彈角逐漸降低,回彈角從16′降低至0′,這是因?yàn)榘殡S著成形溫度和保壓時(shí)間的增加,鈦合金零件在高溫下停留時(shí)間越長(zhǎng),則應(yīng)力松弛越明顯,在總變形量不變的條件下,其彈性變形隨時(shí)間的延長(zhǎng)不斷轉(zhuǎn)變?yōu)榉菑椥宰冃?故回彈角減小。杜舜堯等[13]研究發(fā)現(xiàn),鈦合金的應(yīng)力松弛可以分為兩個(gè)階段:第1個(gè)階段,應(yīng)力松弛速率很快,剩余應(yīng)力急劇降低;第2個(gè)階段,應(yīng)力松弛較為緩慢,逐漸趨近于定值。因此,將保壓時(shí)間為15與25min的零件回彈角對(duì)比可以發(fā)現(xiàn),持續(xù)延長(zhǎng)保壓時(shí)間對(duì)回彈角影響不大。

3.3　壁厚分布規(guī)律

各工藝參數(shù)與減薄率關(guān)系曲線如圖7所示。保壓時(shí)間為15min時(shí),不同成形溫度下,彎曲半徑與減薄率的關(guān)系如 圖7a所示,在700℃條件下,隨著彎曲半徑的增加,減薄率從5.7%降低至1.7%。在750℃條件下,減薄率從6.7%降低至2.3%。在800℃條件下,減薄率從6.8%降低至2.5%。當(dāng)彎曲半徑為12mm時(shí),不同 保壓時(shí)間下成形溫度與減薄率的關(guān)系如圖7b所示,可以發(fā)現(xiàn),隨著成形溫度與保壓時(shí)間的增加,減薄率增大。 這主要是因?yàn)樵谳^低的成形溫度下,發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的趨勢(shì)較小,宏觀變形上獲得更明顯的加工硬化,可以積 累更多位錯(cuò),進(jìn)而產(chǎn)生的應(yīng)變硬化有助于改善成形構(gòu)件不同截面壁厚的均勻性,同時(shí),隨著成形溫度的升高,板 料與模具之間的摩擦力增大,加工硬化現(xiàn)象減弱,拉伸傳力區(qū)的承載能力減弱,應(yīng)力集中現(xiàn)象明顯,零件更趨于 發(fā)生減薄[14]。綜合考慮工藝參數(shù)對(duì)回彈角和減薄率的影響,建議后期熱彎曲工藝過程中彎曲半徑大于12mm, 成形溫度為750℃,保壓時(shí)間為15min,此為最佳成形條件。

3.4　微觀組織分布規(guī)律

V型件熱彎曲過程中微觀組織變化如圖8所示。

原始板材中組織呈板條狀。板坯彎曲成形V型件過程中直邊傳力區(qū)金屬發(fā)生伸長(zhǎng)類變形,該位置金屬流線組織 沿伸長(zhǎng)方向拉長(zhǎng),未發(fā)生明顯彎曲。V型件彎曲變形位置金屬的發(fā)生明顯彎曲變形,板條狀 組織明顯彎曲,且隨著成形構(gòu)件彎曲半徑的減小,金屬流線組織的彎曲現(xiàn)象越明顯,其組織演化與宏觀變形規(guī) 律一致。

從成形溫度為700和800℃的V型件上切割微觀組織觀測(cè)樣品,使用掃描電子顯微鏡 (ScanningElectronMicroscope,SEM)進(jìn)行微觀組織觀測(cè)。觀測(cè)結(jié)果如圖9所示,其中淺灰色區(qū)域?yàn)棣孪?深色 區(qū)域?yàn)棣料?隨著成形溫度由700℃增加至800℃,α相含量降低,β相含量增加,β相相較于α相具有更多的滑 移系,屈服強(qiáng)度低,塑性好,彈性變形量相對(duì)較小,這將明顯改善高溫塑性變形能力,減弱成形V型件的回彈行為 。

通過電子背散射衍射(ElectronBackscatterDiffraction,EBSD)技術(shù)觀察不同工藝參數(shù)條件下成形的V型件軋 制方向組織分布,如圖10所示,可以發(fā)現(xiàn)15min保壓時(shí)間下不同成形溫度、彎曲半徑條件下的微觀組織分布規(guī) 律一致。由于原始鈦合金板坯厚度為12mm,在軋制過程中應(yīng)力分布不均勻,導(dǎo)致在厚度方向存在一定的板條狀 軋制組織形態(tài)。

在不同彎曲半徑與成形溫度下,晶粒取向較為均勻,各向異性趨勢(shì)較弱,這是因?yàn)樵跓釓澢^程中,板坯內(nèi)部的 應(yīng)力分布較均勻,無明顯的應(yīng)力集中區(qū)域。不同成形溫度下、保壓15min得到的晶粒尺寸分布如圖11所示,可 以觀察到,整體晶粒中大部分的等效圓直徑尺寸小于10μm,該部分?jǐn)?shù)量占選區(qū)數(shù)量的80%左右,標(biāo)準(zhǔn)偏差較小, 總體上呈細(xì)小均勻分布。隨著成形溫度的提高,晶粒尺寸由10.9μm增加至15.8μm,晶粒尺寸偏差略有增加。 這是由于較高的成形溫度導(dǎo)致板坯內(nèi)部的原子擴(kuò)散速率增加,且晶界遷移速率增加,易導(dǎo)致晶粒粗化。V型件 在熱壓彎曲區(qū)域沿厚度方向分為內(nèi)側(cè)、中部和外側(cè),3種位置的晶粒尺寸分布情況如圖12所示,從圖12中可以 觀察到,內(nèi)側(cè)區(qū)域的平均晶粒尺寸為8.5μm,中間區(qū)域的平均晶粒尺寸為10.4μm,外側(cè)區(qū)域的平均晶粒尺寸為 10.9μm,這是因?yàn)閮?nèi)外側(cè)在熱壓彎曲過程中的應(yīng)力狀態(tài)不一致。V型件內(nèi)側(cè)受壓應(yīng)力、外側(cè)受拉應(yīng)力,導(dǎo)致內(nèi) 側(cè)晶粒尺寸壓縮變小,外側(cè)晶粒尺寸拉伸變大。

在相同保壓時(shí)間下,不同成形溫度及彎曲半徑的工藝參數(shù)下V型件的晶粒取向分布情況如圖13 所示,由圖13可以觀察到,由于厚板軋制退火過程中未形成完全等軸組織,后續(xù)熱彎曲過程中存在大量的殘余 應(yīng)力及位錯(cuò),這導(dǎo)致熱壓成形后小角度晶界比例仍較高,且不同工藝參數(shù)條件下晶粒取向分布規(guī)律基本一致, 證明當(dāng)前成形條件下板坯高溫?zé)釅簭澢^程未發(fā)生明顯的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶現(xiàn)象。

其中,當(dāng)成形溫度為800℃時(shí),V型件小角度晶界含量明顯小于700和750℃條件下的,且當(dāng)成形溫度同為750℃時(shí) ,彎曲半徑為0.5t時(shí)V型件的小角度晶界含量明顯小于彎曲半徑為2.0t時(shí)的。

這說明盡管總體上動(dòng)態(tài)再結(jié)晶趨勢(shì)較小,但在較高成形溫度及彎曲變形下,仍然可獲得少量的高溫及變形位錯(cuò) 所誘導(dǎo)的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶,形成再結(jié)晶晶核,消除位錯(cuò)。

3.5　力學(xué)性能分析

硬度和強(qiáng)度測(cè)試取樣位置如圖14所示。各區(qū)域的維氏硬度值如表3所示,熱彎曲成形后,V型件硬度總體呈下降 趨勢(shì),性能基本均達(dá)到了母材的90%。隨著成形溫度的升高,維氏硬度值有小幅降低。室溫單軸拉伸力學(xué)性能 如表4所示,其屈服與抗拉強(qiáng)度同樣隨著成形溫度的升高而下降,強(qiáng)度指標(biāo)均達(dá)到了母材的90%以上。這是由于 較高成形溫度下發(fā)生更多的β相變,相較于α相更易產(chǎn)生位錯(cuò)滑移,變形抗力較小,且高溫下晶粒發(fā)生粗化,小 角度晶界面積減少,變形需協(xié)調(diào)不同取向晶粒較少,位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)阻礙減少,導(dǎo)致高溫成形V型件的硬度及強(qiáng)度降低 。

4、結(jié)論

(1)鈦合金厚板V型件熱彎曲時(shí),在較小的彎曲半徑(0.5t)下會(huì)產(chǎn)生壓痕,導(dǎo)致V型件明顯減薄。隨著成形溫度、保壓時(shí)間的升高,回彈角減小,壁厚減薄率增大。隨著彎曲半徑的減小,壁厚減薄率和回彈角增大,綜合考慮最佳的工藝參數(shù)為成形溫度為750℃,保壓時(shí)間為15min。

(2)通過微觀組織分析,彎曲成形過程中金屬流線沿著彎曲方向變化,彎曲半徑越小變化越明顯,隨著成形溫度從700℃提高至800℃,α相至β相變趨勢(shì)增加,晶粒尺寸略有長(zhǎng)大。當(dāng)熱彎曲成形溫度為800℃時(shí),V型件的小角度晶界含量明顯小于700和750℃。

(3)隨著熱彎曲成形溫度的升高,β相變趨勢(shì)增加,晶粒粗化,導(dǎo)致鈦合金V型件的硬度及強(qiáng)度均有小幅下降,但 性能基本均達(dá)到了母材的90%。

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