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    中国有色金属学报 The Chinese Journal of Nonferrous Metals

    2010 年 10 月 Oct. 2010

    文章编号:1004-0609(2010)S1-s0699-05

    变形历程对 TA15 钛合金等温局部近β锻微观组织的影响
    刘 磊,孙志超,杨 合,樊晓光
    (西北工业大学 凝固技术国家重点实验室,西安 710072) 要:通过热模拟压缩实验研究了 TA15 钛合金多火次等温局部锻造微观组织演化行为,并采用图形分析软件



    对实验所得金相照片进行分析,揭示了两相区锻造阶段的火次、近β锻的变形量、各加载工步之间以及终锻后坯 料的冷却方式等变形历程对 TA15 钛合金等温局部近β锻微观组织演化的影响。结果表明:先变形区等轴α晶粒尺 寸和含量均大于后变形区的;随着变形道次的增加,初生α晶粒的方向性逐步减弱;当总变形道次(常规锻+近β锻) 达到 3 次时,有粗大的次生α相析出;近β锻阶段变形量达到 40%时,后变形区等轴α晶粒消失,在原来等轴α晶粒 存在的位置有粗大、成簇的次生α相析出;工序间和锻后水冷,较采取空冷方式时,等轴α晶粒更少、更小,次生 α相更为混乱交织。 研究结果可为合理制定 TA15 钛合金大型复杂整体构件等温条件下的多火次局部锻造成形工艺 提供依据。 关键词:TA15 钛合金;变形历史;局部近β锻造;微观组织 中图分类号:TG146.2 文献标志码:A

    Effects of processing history on microstructure of TA15 alloys during isothermal local loading near β forging
    LIU Lei, SUN Zhi-chao, YANG He, FAN Xiao-guang (State Key Laboratory of Solidification Processing, Northwestern Ploytechnical University, Xi’an 710072, China)

    Abstract: The microstructure of TA15 titanium alloy during isothermal local loading near β forging through isothermal compression was studied, and then the effects of forging fires, deformation of near β forging and cooling method on microstructure transform were investigated through metallograhs analysis by using image analysis software. The results show that the content of equiaxed α grains in the first deformation region is more than that in the second deformation region, and the size of equiaxed α grains is larger. The orientation of prime alpha grains decreases gradually with the increase of forging fires. When the total number of forging fires (ordinary forging + near β forging) reaches three, coarse secondary α-phase precipitates. When the deformation of near β forging reaches 40%, the equiaxed α grains are almost instead of cluster coarse secondary α-phase grains in the second deformation region. When water cool method is adopted between the forging step and after deformation, the size of equiaxed α grains is fewer and smaller, besides, the secondary α-phase grains are more disordered. The results obtained can provide a guide for isothermal local loading of large-scale complex integral components of TA15 titanium alloy. Key words: TA15 titanium alloy; processing history; near β local forging; microstructure

    TA15(Ti-6Al-2Zr-1Mo-1V)钛合金是在俄罗斯研 制的 BT20 钛合金基础上国产化的一种高铝含量近α 型钛合金,具有中等的室温和高温强度,良好的热稳

    定性、抗蠕变性和焊接性能,被广泛应用于航空航天 减 领域[1?3]。大型复杂整体构件可有效提高结构效率、 轻结构质量、缩短生产周期和降低生产成本,从而成

    基金项目:国家重点基础研究发展计划资助项目(2010CB731701);国家自然科学基金重点项目(50735005,50935007);青年基金(50905145) 通信作者:孙志超,教授;电话:029-88460212-802;E-mail:[email protected]

    s700

    中国有色金属学报

    2010 年 10 月

    为先进飞机设计制造的重要发展方向[4]。同时,该类 构件作为飞机等关键承力结构件因其服役环境恶劣, 性能要求苛刻,要求构件具有优异的综合性能(室温/ 高温性能、断裂韧性等),从而使该类构件面临着成形 能力和成形/成性一体化控制的难题。 等温局部锻造成 形工艺可为该类高性能大型整体构件的成形提供新的 途径[5?7]。倘采取多个火次的近β锻成形,制件在高温 状态下反复加热其晶?;岱⑸斐3ご蟮南窒?br />[8?10]

    /为 380 mm×170 mm×80 mm 的 TA15 钛合金扁材, 炉号为 243?0500,相变点为 990 ℃。扁材的原始组织 如图 2 所示。 在线切割机上将试样加工成 d10 mm×15 mm 的 圆柱体, Gleeble?3500 试验机上进行等温热模拟压 在 缩实验。实验方案如表 1 所列。 文献[16]研究表明,若采取 0.1 s?1 的变形速率, 锻后组织中初生α相尺寸相对更小,均匀性也更好, 故 本组实验均设置变形速率为 0.1 s?1。此外,以上每个 序号的实验用 2 个小试样模拟局部锻造件先变形区和 后变形区的变形,如第 1 个试验方案中 2 个试样的详 细变形工艺方案如表 2 所示。变形结束后采取固溶 (940 ℃,1 h,AC)加时效(550 ℃,5 h,AC)的热处理

    。

    因此,为了获得优异的微观组织和综合性能,该类构 件通常采取先在两相区锻造, 最终采取近β锻的方法成 形
    [11?14]

    。该成形过程是一个多火次、多参数、高温、

    复杂的成形过程, 并且存在先加载区(如图 1 所示 A 区) 空烧,这样复杂的变形历史导致近β终锻组织演化复 杂,难以控制
    [15]

    。然而,国内外关于钛合金组织演化

    方面的研究大多针对整体锻造条件[10],仅李志燕[8]对 等温局部锻造条件下的微观组织演变进行了一定的研 究,但仅仅局限于过渡区(C 区)。因此,探明 TA15 钛 合金多火次局部锻造微观组织演化,揭示两相区锻造 阶段的火次、 近β锻的变形量、 各加载工步之间以及终 锻后坯料的冷却方式等变形历史对 TA15 钛合金微观 组织演化的影响迫在眉睫。 其目的是为合理制定 TA15 钛合金大型复杂整体构件等温条件下的多火次局部锻 造成形工艺提供依据。
    图2 原始扁材的微观组织 Fig.2 Microstructure of original blank 表1 实验方案

    Table 1 Experimental scheme 方案 图1 局部锻造成形示意图 序号 1 2 3 4 5 Fig.1 Schematic diagram of local forging 常规锻 变形道次 1 2 2 2 1 近β锻 变形量/% 20 20 10 40 20 冷却 方式 水冷 水冷 风(空)冷 风(空)冷 风(空)冷 总变形 量/% 75 75 75 75 75 变形 速率 0.1 0.1 0.1 0.1 0.1

    1

    实验
    所用原材料为上海宝钢特殊钢分公司提供的尺寸

    表2

    详细工艺方案

    Table 2 Particular technics scheme 实验编号 1 2 实验编号 1 2 第 1 道次温度/℃ 940 940 第 3 道次温度/℃ 975 975 第 1 道次变形量/% 55 0(空烧) 第 3 道次变形量 20 0(空烧) 冷却方式 水冷 水冷 冷却方式 水冷 水冷 第 2 道次温度/℃ 940 940 第 4 道次温度/℃ 975 975 第 3 道次变形量/% 0(空烧) 55 第 4 道次变形量 0(空烧) 20 冷却方式 水冷 水冷 冷却方式 水冷 水冷

    第 20 卷专辑 1



    磊,等:变形历程对 TA15 钛合金等温局部近β锻微观组织的影响

    s701

    方式。

    2.2 近β锻变形量对微观组织的影响 图 4(a)和(b)所示为同样经历了 2 个道次的常规 锻、但最后 1 个道次近β锻变形量分别为 10%和 40% 的试样先变形区和后变形区的金相照片??梢钥闯觯?当近β锻变形量为 10%时,由于试样的先变形区最后 一个火次要经历空烧, 初生α相晶??梢缘玫匠浞值脑?结晶长大,因此,其含量和大小都大于后变形区的; 此外,近β锻变形量为 40%时先变形区的微观组织形 态和近β锻变形量为 10%时先变形区的微观组织形态 均为混合组织, 差异不大; 值得注意的是近β锻变形量 为 40%时后变形区等轴α晶粒含量非常低,但是在原 来等轴α晶粒存在的地方有成簇次生α相存在,这是因 为该试样在实验中先经历了一个近β温度的空烧, 这使 得初生α相维持在一个较低的含量水平。而随后的近β 锻变形量又比较大,产生的热效应进一步导致初生α 晶粒的减少以至于完全消失,而在随后的热处理时, 原来初生α相的位置由于晶格畸变最大, 储存了大量的 变形能, 次生α相优先从这些部位析出; 而先变形区则 是在两相区空烧之后紧接着进行近β变形, 这使得此过 程中初生α相的减少量较??;而随后的近β空烧则仅仅 是相当于一个高温固溶的作用,因此避免了上述现象 的产生。

    2

    结果分析

    2.1 常规锻变形道次对局部近β锻微观组织的影响 图 3 所示为先进行一次和二次常规锻的 TA15 钛 合金等温局部近β锻先变形区(A 区)和后变形区(B 区) 的金相照片。以上试样变形之后均为双态组织,从图 中可以看出, 在各加载条件下先变形区初生α相含量和 大小均大于后变形区的,这是由于试样在实验过程中 经历多次循环加热,并且先变形区最后一个火次是空 烧工步,使得α相晶粒得以到充分的再结晶和晶粒长 大;另外,随着常规锻火次的增加,初生α相晶粒的方 向性降低,这是由于随着变形道次的增加每个变形道 次的变形量随之减小, 经过再结晶后的α相晶粒发生了 球化,导致晶粒的方向性逐步消失;此外,随着常规 锻火次的增加, 初生α相晶粒的含量也随之增加, 并且 经过二次常规锻的试样在先变形区和后变形区均出现 粗大的板条状次生α相, 这是由于变形火次的增加导致 试样反复加热且长期处于高温状态,试样得到充分的 再结晶,而且再结晶晶粒得以充分的长大。

    图3 Fig.3

    常规锻变形道次对 TA15 合金显微组织的影响 Effects of forging pass in two-phase region on microstructures of TA15 alloys: (a) Scheme 1, first deformation region; (b)

    Scheme 1, second deformation region; (c) Scheme 2, first deformation region; (d) Scheme 2, second deformation region

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    中国有色金属学报

    2010 年 10 月

    2.3 冷却方式对微观组织的影响 图 5(a)和(b)所示分别为方案 1 和 5 后变形区的低 倍微观组织金相照片,它们都经历 1 个道次常规锻最 终近β锻成形, 但不同的是这 2 个试样工序间和锻后采 取的冷却方式不同,前者为水冷,后者为空冷。对比 发现,2 种工艺方案下各变形区均为双态组织,但前 者等轴α晶粒尺寸小于后者的, 这是因为前者采取水冷 的冷却方式, 冷却速度快, 等轴α晶粒得以保持锻后形

    态; 而空冷冷却速度较慢, 使得等轴α晶??梢栽倮淙?过程中得到一定程度的长大。此外,水冷时板条状次 生α相更明显更多,呈细小针状、混乱交织状态,而空 冷时板条状次生α相较少, 且不明显, 这是由于锻后水 冷可将锻造产生的晶体缺陷全部或部分固定到室温, 增加了随后热处理时相转变所需要的储存能,并增加 了再结晶时的形核点,从而更容易析出针状且混乱交 织的次生α相。

    图4 Fig.4

    近β锻变形量对 TA15 合金显微组织的影响 Effects of near β forging deformation on microstructures of TA15 alloys: (a) Scheme 3, first deformation region; (b) Scheme

    3, second deformation region; (c) Scheme 4, first deformation region; (d) Scheme 5, second deformation region

    图5 Fig.5

    冷却方式对 TA15 合金显微组织的影响 Effects of cooling modes on microstructures of TA15 alloys: (a) Scheme 1, second deformation region; (b) Scheme 5, second

    deformation region

    第 20 卷专辑 1



    磊,等:变形历程对 TA15 钛合金等温局部近β锻微观组织的影响

    s703

    the process of large titanium bulkhead isothermal closed-die

    3

    结论
    [8]

    forging [J]. Rare Metal Materials And Engineering, 2009, 38(7): 1296?1300. 李志燕. TA15 钛合金 H 形构件等温局部加载过渡区宏微观变 形研究[D]. 西安: 西北工业大学, 2008: 63?86. LI Zhi-yan. Research on transition region macro-microcosmic deforming in isothermal local loading for H shape eigenstructure of TA15 Titanium alloy[D]. Xi’an: Northwestern Polytechnical University, 2008: 63?86. [9] 徐文臣, 单德彬, 李春峰, 吕 炎. TA15 钛合金的动态热压缩 行为及其机理研究[J]. 航空材料学报, 2005, 25(4): 10?15,19. XU Wen-chen, SHAN De-bin, LI Chun-feng, L? Yan. Study on the dynamic hot compression behavior and deformation mechanism of TA15 titanium alloy[J]. Journal of Aeronautical Materials, 2005, 25(4): 10?15, 19. [10] 王 斌, 郭鸿镇, 姚泽坤 , 陈金科 , 李蓬川. 热压参数 对 TA15 合金流动应力及显微组织的影响[J]. 锻压技术, 2006, 6: 106?109. WANG Bin, GUO Hong-zhen, YAO Ze-kun, CHEN Jin-ke, LI Peng-chuan. Influence of hot compression parameters on flow stress and microstructure of TA15 alloy[J]. Forging and Stamping Technology, 2006, 6: 106?109. [11] SUN Zhi-chao, YANG He. Microstructure and mechanical properties of TA15 titanium alloy under multi-step local loading forming[J]. Materials Science and Engineering A, 2009, 523: 184?192. [12] ZHOU Y G, ZENG W D, YU H Q. An investigation of a new ZHU Jing-chuan, LAI near-beta forging process for titanium alloys and its application in aviation components[J]. Materials Science and Engineering A, 2005, 393: 204?212. [13] 周义刚, 曾卫东, 俞汉清. 近β锻造推翻陈旧理论发展了三态 组织[J]. 中国工程科学, 2001, 3(5): 61?65. ZHOU Yi-gang, ZENG Wei-dong, YU Han-qing. The near β forging overthrows the conventional forging theory and develops a new tri-modal microstructure[J]. Engineering Science, 2001, 3(5): 61?65. [14] 周义刚, 曾卫东, 李晓芹, 俞汉清, 曹春晓. 钛合金高温形变 强韧化机理[J]. 金属学报, 1999, 35(1): 45?48. ZHOU Yi-gang, ZENG Wei-dong, LI Xiao-qin, YU Han-qing, 合, 孙念光. 钛合金整体隔框等温成形局部加 CAO Chun-xiao. An investigation of high-temperature deformation strengthening and toughening mechanism of titanium alloy[J]. Acta Metallurgica Sinica, 1999, 35(1): 45?48. [15] 宁永权, 姚泽坤, 吴 98?101. NING Yong-quan, YAO Ze-kun, WU Ze, GUO Hong-zhen. The effects of repeated firing forging on microstructure and mechanical properties of GH4133A alloys[J]. Journal of Plasticity Engineering, 2008, 15(4): 98?101. [16] 韩冠军, 基于内变量法的钛合金高温变形微观组织演化建模 及应用[D]. 西安: 西北工业大学, 2009: 23?31. HAN Guan-jun. Modeling for microstructure evolution of titanium alloy during hot working process based on internal state variable method[D]. Xi’an: Northwestern Polytechnical University, 2009: 23?26. 泽, 郭鸿镇. 多火次锻造对 GH4133A 合 金 组 织 和 性 能 的 影 响 [J]. 塑 性 工 程 学 报 , 2008, 15(4):

    1) TA15 钛合金等温局部近β锻条件下先变形区等 轴α晶粒尺寸和含量均大于后变形区的。 2) 随着变形道次的增加, 试样微观组织的方向性 逐步减弱;当总变形道次(常规锻+近β锻)达到 3 时, 后变形区有粗大的次生α相析出。 3) 若近β锻阶段变形量过大,例如达到 40%时, 等轴α晶粒消失,在原来等轴α晶粒存在的位置有粗 大、成簇的次生α相析出。 4) 工序间和锻后采用水冷的冷却方法,等轴α相 晶粒更小,次生α相更加混乱交织,可达到强化作用。 REFERENCES
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    中国有色金属学报

    2010 年 10 月

    (编辑 陈卫萍)


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