彭 力 ，江 健 ，羅小峰 ，申學(xué)良，王 瑩，邢 遠(yuǎn)

（1.釩鈦資源綜合利用國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,四川 攀枝花 617000；2.成都先進(jìn)金屬材料產(chǎn)業(yè)技術(shù)研究院股份有限公司,四川 成都 610303）

0 引言

TA18 鈦合金的名義成分為Ti-3Al-2.5V，是由TC4（Ti-6Al-4V）鈦合金演變來(lái)的低合金化近 α 鈦合金。TA18 鈦合金擁有良好的室溫力學(xué)性能、優(yōu)異的冷、熱加工塑性和成形性；該合金管材的室溫性能優(yōu)于工業(yè)純鈦，其冷加工性和焊接性能高于TC4 鈦合金。此外，TA18 鈦合金管還具有良好的耐腐蝕性能，廣泛應(yīng)用于飛機(jī)液壓和燃油等管路系統(tǒng)。國(guó)外用該合金制作的各種規(guī)格的鈦合金管工藝成熟，已在飛機(jī)管路系統(tǒng)中應(yīng)用多年。相較而言，國(guó)內(nèi)各環(huán)節(jié)工藝尚不成熟，還具有較大差距。

目前，對(duì)TA18 鈦管的研究多集中于織構(gòu)演變[1?2]及冷軋工藝[3]，對(duì)其熱加工性能研究較少。王云等[4]比較了徑向鍛造和軋制工藝所制備棒材的組織和性能，發(fā)現(xiàn)退火后的軋制棒材再結(jié)晶晶粒更加細(xì)小均勻。李維[5]研究了不同軋制變形量對(duì)成品棒材性能的影響，發(fā)現(xiàn)軋制變形量在60%以上，900 ℃退火后，棒材的強(qiáng)度和塑性能得到較好的匹配。

熱加工所得坯料的質(zhì)量往往決定了最后成品的質(zhì)量，所以控制好熱加工過(guò)程尤為重要。合金的熱變形行為是進(jìn)行熱加工的理論基礎(chǔ)，建立合金在高溫下的本構(gòu)模型是采用數(shù)值模擬進(jìn)行工藝優(yōu)化的重要前提。眾多研究者對(duì)如TC4[6]、TA15[7]等鈦合金的熱變形行為進(jìn)行了研究，并構(gòu)建了本構(gòu)方程和熱加工圖，但鮮有對(duì)TA18 熱變形行為的研究。

筆者對(duì)TA18 鈦合金的熱壓縮行為進(jìn)行了研究，得到了在不同應(yīng)變速率和不同變形溫度下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。通過(guò)對(duì)應(yīng)力-應(yīng)變曲線的分析，構(gòu)建了TA18 鈦合金的本構(gòu)方程，以期指導(dǎo)其熱加工工藝的制定。

1 試驗(yàn)部分

進(jìn)行熱壓縮模擬的坯料為經(jīng)過(guò)鍛造后的?85 mm 棒材，取樣規(guī)格為?8 mm×12 mm 的標(biāo)準(zhǔn)熱壓縮模擬試樣。熱壓縮模擬試驗(yàn)在Gleeble 3500 熱壓縮模擬試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，變形溫度為750、800、850、900、950、1 000 ℃和1 050 ℃，應(yīng)變速率為0.01、0.1、1 s?1和10 s?1，壓縮變形量統(tǒng)一為50%，試樣加熱的升溫速率為10 ℃/s，到溫后保溫3 min 再開始?jí)嚎s變形。圖1 是用于熱壓縮試驗(yàn)的TA18 鈦合金金相組織圖片。從圖1 可以看出，金相組織為拉長(zhǎng)的等軸組織，由α+β 兩相組成。

圖1 TA18 鈦合金初始金相組織Fig.1 Original microstructure of TA18 alloy

2 結(jié)果與討論

2.1 應(yīng)力-應(yīng)變曲線分析

圖2 展示了TA18 鈦合金在不同變形條件下的熱壓縮模擬過(guò)程的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線。以第一階段彈性變形末端的峰值應(yīng)力作為變形抗力的衡量標(biāo)準(zhǔn)來(lái)看，變形溫度和應(yīng)變速率都對(duì)峰值應(yīng)力有顯著的影響。關(guān)于變形溫度的影響，以圖2（c）中在不同溫度條件下且應(yīng)變速率為1 s?1時(shí)的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線為例。當(dāng)變形溫度分別為800、850、900、950 ℃時(shí)，當(dāng)應(yīng)變?yōu)?.1 時(shí)，真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線對(duì)應(yīng)的應(yīng)力分別為209.60、124.05、57.36、38.60 MPa?？梢姡?dāng)應(yīng)變速率一定時(shí)，峰值應(yīng)力隨著變形溫度的升高而逐漸降低。在應(yīng)變速率為0.01 s?1，溫度低于相變點(diǎn)變形時(shí)，流變應(yīng)力迅速上升達(dá)到峰值后，呈連續(xù)下降趨勢(shì)，軟化機(jī)制以連續(xù)動(dòng)態(tài)再結(jié)晶為主。在應(yīng)變速率為0.1 s?1，溫度為750 ℃時(shí)，流變應(yīng)力在下降后又出現(xiàn)了上升的情況，可能是再結(jié)晶晶粒細(xì)化和位錯(cuò)累計(jì)導(dǎo)致。當(dāng)溫度在950 ℃及以上時(shí)，材料的流變應(yīng)力達(dá)到峰值后基本穩(wěn)定在一個(gè)定值，軟化機(jī)制以動(dòng)態(tài)回復(fù)為主。

關(guān)于應(yīng)變速率的影響，橫向?qū)Ρ葓D2 中不同應(yīng)變速率而變形溫度同為950 ℃，應(yīng)變?yōu)?.1 時(shí)對(duì)應(yīng)的應(yīng)力，應(yīng)變速率分別為0.01、0.1、1 s?1以 及10 s?1時(shí)，對(duì)應(yīng)的應(yīng)力分別為18.23、27.82、38.60、67.02 MPa（如箭頭所示）?？梢姡?dāng)變形溫度一定時(shí)，峰值應(yīng)力隨著應(yīng)變速率的升高而逐漸升高。其它應(yīng)變溫度條件下，不同應(yīng)變速率的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線的峰值應(yīng)力具有相同的規(guī)律。

圖2 不同應(yīng)變速率條件下變形的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線Fig.2 True stress-true strain curves of TA18 alloy at different strain rates

2.2 本構(gòu)方程的建立

由于金屬材料的熱變形過(guò)程可以視為一種熱激活過(guò)程，通常采用引入Z 參數(shù)（Zener-Hollomon 參數(shù)）后的阿倫尼烏斯方程來(lái)描述金屬材料熱變形過(guò)程的本構(gòu)關(guān)系。引入Z 參數(shù)的阿倫尼烏斯方程如式（1）所示[8]。

其中，A、α 及n 為相關(guān)常數(shù)，且均與溫度無(wú)關(guān)。由式（1）和式（2）可得[10]：

在低應(yīng)力水平下[11]，式（2）和式（3）可簡(jiǎn)化為：

在高應(yīng)力水平下，式（2）和式（3）可簡(jiǎn)化為：

其中，A1，A2，β 均為與溫度無(wú)關(guān)的常數(shù)。

β 單相區(qū)為低應(yīng)力水平，對(duì)式（5）兩邊取對(duì)數(shù)可得：

在900 ℃以下，低于相變點(diǎn)，對(duì)式（7）兩邊取對(duì)數(shù)得：

圖3 應(yīng)變速率與峰值應(yīng)力的形變關(guān)系Fig.3 Relationship between strain rates and peak stress

圖4 應(yīng)力和溫度的變化關(guān)系Fig.4 Relationship between stress and temperature

對(duì)式（4）和（6）取對(duì)數(shù)得

由式（1）計(jì)算得到Z值，帶入式（10）（11），得到lnZ?lnσ和lnZ?σ關(guān)系。

由圖5 擬合得，β=0.059 8，n=5.893 4，與之前計(jì)算結(jié)果相吻合，由截距計(jì)算得A1=3 178，A2=2.3×1023。由此得TA18 鈦合金熱變形的本構(gòu)方程如下：

圖5 lnZ 與應(yīng)力的關(guān)系Fig.5 Relationship between lnZ and stress

1）在雙相區(qū)，溫度在750～900 ℃時(shí)，

2）在單相區(qū)，溫度在900～1 050 ℃時(shí)，

2.3 熱加工圖的繪制與分析

金屬材料的熱加工圖由功率耗散圖與流變失穩(wěn)圖組成，通過(guò)對(duì)熱加工圖的分析可以得出合金最適宜的熱加工區(qū)間。根據(jù)動(dòng)態(tài)模型理論[12?13]，金屬的熱變形過(guò)程可視為材料本身能量耗散的過(guò)程。材料從外界吸收的總能量轉(zhuǎn)換為塑性變形所需的能量和微觀組織演變所需要的能量。其中微觀組織演變所需能量占總消耗能量的比例為功率耗散因子，功率耗散因子η可由式(14)求出。

η為無(wú)量綱常量，會(huì)根據(jù)變形溫度和應(yīng)變速率的變化而變化。一般認(rèn)為η越大，越利于動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的發(fā)生，材料的熱加工性能更佳。但是，高功率耗散因子也可能存在加工失穩(wěn)現(xiàn)象。因此，還需要考慮材料熱加工的失穩(wěn)影響。根據(jù)Prasad 等提出的材料流動(dòng)失穩(wěn)準(zhǔn)則可判斷材料熱加工的失穩(wěn)區(qū)域，其表達(dá)式為[14]：

式中，ζ 為失穩(wěn)因子。當(dāng)ζ<0 時(shí)，流動(dòng)失穩(wěn)現(xiàn)象就會(huì)發(fā)生。根據(jù)不同應(yīng)變量下的應(yīng)變及對(duì)應(yīng)的變形溫度和變形速率可獲得各變形量下的塑性失穩(wěn)圖，其中ζ<0 的區(qū)域?yàn)槭Х€(wěn)區(qū)。結(jié)合功率耗散圖和塑性失穩(wěn)圖即可獲得材料在不同應(yīng)變量下的熱加工圖。

圖6 為采用上述方法構(gòu)建的TA18 鈦合金的熱加工圖，其應(yīng)變量分別為0.2、0.3、0.4。圖中的實(shí)線為耗散因子的等值線，陰影部分為塑性失穩(wěn)區(qū)，即加工危險(xiǎn)區(qū)。最大的功率耗散因子均出現(xiàn)在825～900 ℃，應(yīng)變速率在0.01～0.05 s?1區(qū)間內(nèi)，功率耗散因子介于0.51～0.65。熱加工圖上的其中一個(gè)流變失穩(wěn)區(qū)在1 000～1 050 ℃，應(yīng)變速率為0.1～10 s?1。即使變形溫度高時(shí)變形抗力較低，但是過(guò)快的變形速率仍會(huì)導(dǎo)致TA18 鈦合金失穩(wěn)。此外，850～900 ℃區(qū)間在高應(yīng)變速率下也將失穩(wěn)，隨著應(yīng)變量的增加，失穩(wěn)區(qū)逐漸向高應(yīng)變區(qū)移動(dòng)。在溫度低于850 ℃后，失穩(wěn)區(qū)的應(yīng)變速率將逐漸擴(kuò)大。在溫度低于775 ℃時(shí)，已經(jīng)不適合在應(yīng)變速率為0.01～10 s?1范圍內(nèi)進(jìn)行熱加工。綜上所述，TA18 鈦合金最佳的熱加工區(qū)間在825～900 ℃，應(yīng)變速率0.01～0.05 s?1。

圖6 TA18 鈦合金不同應(yīng)變下的熱加工圖Fig.6 Processing maps of TA18 alloy at different strains

3 結(jié)論

1）采用等溫壓縮試驗(yàn)獲得了TA18 鈦合金的真應(yīng)力-應(yīng)變曲線，其流動(dòng)應(yīng)力隨變形溫度的降低或應(yīng)變速率的增加而增加。

2）TA18 鈦合金β 單相區(qū)的變形激活能為310.71 kJ/mol，α+β 雙相區(qū)的應(yīng)變激活能為578.78 kJ/mol。經(jīng)過(guò)擬合得到了TA18 鈦合金在單相區(qū)和雙相區(qū)變形的流變應(yīng)力本構(gòu)方程。

3）通過(guò)對(duì)TA18 鈦合金熱加工圖的分析，確定TA18 鈦合金合理的熱加工參數(shù)范圍為：變形溫度825～900 ℃，應(yīng)變速率0.01～0.05 s?1。