分模方式對(duì)TC18鈦合金模鍛件組織及力學(xué)性能的影響

王 華，翟江波

(1.海軍裝備部，陜西 西安 710021)

(2.陜西宏遠(yuǎn)航空鍛造有限責(zé)任公司，陜西 咸陽(yáng) 713801)

0 引言

TC18鈦合金是前蘇聯(lián)航空材料研究院于20世紀(jì)70年代成功研制的一種過(guò)渡型α+β鈦合金，名義成分為 Ti-5Al-5Mo-5V-1Cr-1Fe［1-2］。該合金具有高強(qiáng)度、高韌性、高塑性以及淬透性好(截面淬透厚度可達(dá)250 mm)等優(yōu)點(diǎn)，因而在前蘇聯(lián)和俄羅斯現(xiàn)有的各型飛機(jī)機(jī)體及起落架的大型承力件上得到了廣泛應(yīng)用。目前，實(shí)際生產(chǎn)中主要采用相變點(diǎn)以上模鍛工藝對(duì)該合金進(jìn)行鍛造，以獲得優(yōu)良的斷裂韌性。然而，模鍛工藝中分模方式的選取對(duì)坯料成形過(guò)程中金屬的流動(dòng)及鍛件的產(chǎn)品質(zhì)量具有重要影響。特別是對(duì)于TC18鈦合金典型的高筋薄腹板結(jié)構(gòu)件，不恰當(dāng)?shù)姆帜７绞綍?huì)導(dǎo)致模鍛時(shí)模具型腔不易充滿、鍛件常出現(xiàn)翹曲及各部位變形不均勻等缺陷［3-4］，從而導(dǎo)致鍛件的報(bào)廢和生產(chǎn)成本的增加。國(guó)內(nèi)學(xué)者對(duì)TC18鈦合金的模鍛也做了初步研究，但主要集中在熱加工工藝參數(shù)優(yōu)化［5-6］以及模鍛的有限元仿真方面［7-8］，對(duì)于分模方式對(duì)TC18鈦合金模鍛件成形及性能影響的研究較少。

為解決上述問(wèn)題，研究了兩種分模方案對(duì)TC18鈦合金模鍛件成形過(guò)程中金屬流動(dòng)特性、顯微組織與力學(xué)性能的影響，以期得到較為優(yōu)化的分模方案，從而達(dá)到降低鍛件成形難度、獲得合格的組織性能、減少鍛造火次、降低成本的目的，最終為鈦合金熱模鍛實(shí)際生產(chǎn)提供指導(dǎo)。

1 實(shí)驗(yàn)

實(shí)驗(yàn)材料為寶雞鈦業(yè)股份有限公司生產(chǎn)的φ200 mm TC18鈦合金棒材，化學(xué)成分見(jiàn)表1。棒材經(jīng)過(guò)反復(fù)鐓拔改鍛后，制成90 mm×150 mm×1720 mm和83 mm×150 mm×1720 mm兩種尺寸的坯料。第一種坯料采用中間分模方式進(jìn)行模鍛，即采用沿腹板上表面進(jìn)行分模的方式，如圖1a所示;模具閉合后的示意圖見(jiàn)圖1b。第二種坯料采用頂部分模方式進(jìn)行模鍛，如圖1c所示;模具閉合后的示意圖見(jiàn)圖1d。模鍛設(shè)備為630kJ對(duì)擊錘，綜合考慮鍛件的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，確立模鍛第一火溫度在相變點(diǎn)以上10～25℃，并確保該火次鍛件的整體變形量達(dá)到20%～30%，第二火及后續(xù)火次模鍛溫度均在相變點(diǎn)以下。

表1 TC18鈦合金棒材的化學(xué)成分(w/%)Table 1 Chemical composition of TC18 titanium alloy bars

圖1 中間分模和頂部分模鍛件及模具設(shè)計(jì)示意圖Fig.1 Forge pieces and die forging parts design sketch with intermediate and roof parting surface

模鍛后，對(duì)鍛件進(jìn)行雙重退火處理，熱處理制度為:800～850℃保溫1～3 h后，爐冷至750℃，保溫2 h，空冷至室溫;580～650℃保溫4～8 h后，空冷。熱處理后，對(duì)鍛件的低倍組織進(jìn)行觀測(cè)，并在鍛件上選取典型區(qū)域進(jìn)行顯微組織觀察。金相試樣為φ5 mm×10 mm的小圓柱，經(jīng)過(guò)粗磨、細(xì)磨和粗拋、細(xì)拋后，用HF、HNO3、H2O體積比為1∶3∶7的腐蝕劑腐蝕，在OLYMPUS PMG3金相顯微鏡觀察其顯微組織。拉伸試樣根據(jù)GB/T 228—2002加工成標(biāo)稱寬度為50 mm的標(biāo)準(zhǔn)試樣，并在SUN20電子萬(wàn)能拉伸試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行力學(xué)性能測(cè)試。最后，采用Deform3D軟件對(duì)兩種不同分模方式下的模鍛過(guò)程進(jìn)行有限元模擬，分析模鍛后鍛件各部位的應(yīng)變分布情況。

2 結(jié)果與分析

2.1 中間分模鍛件的低倍組織與顯微組織

圖2為采用中間分模方式得到的鍛件低倍組織以及采用Deform有限元軟件模擬獲得的鍛件截面應(yīng)變分布情況。

圖2 中間分模鍛件低倍組織和應(yīng)變場(chǎng)分布Fig.2 Macrostructure and strain field distribution of forge piece with intermediate parting surface

由圖2a可知，鍛件低倍組織不均勻，在筋的頂部和腹板的底部均存在粗晶區(qū)，然而在上模與腹板接觸部位則呈現(xiàn)半模糊晶。由鍛件變形過(guò)程可知，模鍛第一火時(shí)在相變點(diǎn)以上鍛造，由于上模與坯料的接觸面積較小，局部變形量較大，腹板變薄，中間部位很快充滿。從圖2b也可看出，上模與腹板接觸部位的應(yīng)變最大，其應(yīng)變值在0.7～1.5之間，劇烈變形導(dǎo)致該部位晶粒較為細(xì)小，呈現(xiàn)出半模糊晶。此外，筋的頂部所承受的應(yīng)變值較小，約為0.4左右，腹板的底部因摩擦阻力的作用形成了較大的變形死區(qū)，所以筋的頂部和腹板底部的晶粒均較為粗大。采用中間分模方式進(jìn)行模鍛時(shí)，鍛件各處除晶粒大小分布不均勻外，其流線在后續(xù)切除毛邊后也變得不完整。另外，由于下模的形腔較淺(圖1b)，在每次打擊過(guò)程中，坯料會(huì)出現(xiàn)跳動(dòng)，導(dǎo)致無(wú)法進(jìn)行連續(xù)模鍛，且鍛件溫降很快，從而增加了后續(xù)加工的火次。實(shí)際生產(chǎn)表明，完成中間分模方式鍛造所需的火次為7～9火?；鸫蔚脑龆鄻O大地增加了生產(chǎn)成本，降低了生產(chǎn)效率。此外，采用中間分模方式生產(chǎn)出來(lái)的鍛件均發(fā)現(xiàn)存在8～13 mm的翹曲變形，這是由于鍛件各部位不均勻變形引發(fā)的殘余應(yīng)力較大導(dǎo)致的。

圖3為采用中間分模方式模鍛后鍛件腹板位置(圖2方框區(qū)域)的顯微組織。觀察發(fā)現(xiàn)，顯微組織表現(xiàn)出混合組織特征，即β轉(zhuǎn)變基體上分布著細(xì)小的等軸α相和片狀α相。產(chǎn)生這種顯微組織的原因是鍛件后續(xù)在α+β兩相區(qū)鍛造的火次過(guò)多，導(dǎo)致了條狀α相的球化以及β轉(zhuǎn)變組織變粗變短，形成了β轉(zhuǎn)變基體上分布大量的等軸α相的組織。由此可得，采用中間分模方式，不僅會(huì)導(dǎo)致模鍛火次增加，而且會(huì)導(dǎo)致鍛件微觀組織不均勻。

圖3 中間分模鍛件腹板的顯微組織Fig.3 Microstructures of the web of forge piece with intermediate parting surface

2.2 頂部分模鍛件的低倍組織與顯微組織

為解決筋頂部和腹板底部變形較小導(dǎo)致變形不均勻的問(wèn)題，將分模面進(jìn)行調(diào)整，改為以高筋的頂部作為分模面，即頂部分模，如圖1c、d所示。這樣不僅使得下模的型腔變深，而且筋頂部的金屬由于反擠壓作用而向上流動(dòng)，其變形程度也有所提高。圖4為采用頂部分模方式得到鍛件的低倍組織以及采用Deform有限元軟件模擬獲得的鍛件截面應(yīng)變分布情況。從圖4a可見(jiàn)，鍛件低倍組織的均勻性有較大改善，大部分區(qū)域?yàn)榘肽：?。低倍組織的這種改變與變形過(guò)程中應(yīng)變分布的改變有關(guān)。由圖4b可知，鍛件截面整體變形較為均勻，應(yīng)變最大處位于上模與腹板接觸部位以及毛邊處，其值分別為1.28和1.47。與中間分模相比，由于下模型腔的深度加大，致使模鍛過(guò)程中腹板位置的變形更加深透，其應(yīng)變達(dá)到0.4左右，腹板底部的變形死區(qū)明顯減小。此外，下模型腔深度的增加使得模鍛時(shí)鍛件不容易出現(xiàn)跳動(dòng)，坯料溫降變緩，鍛造火次較中間分模減少了3～4火，生產(chǎn)效率提高了一倍多。另外，由圖1d模具示意圖可知，改變分模面后的荒形尺寸也明顯減小，實(shí)際生產(chǎn)投料減少近8 kg，降低了生產(chǎn)成本。整個(gè)模鍛過(guò)程鍛件充填性較好且流線分布也更為均勻。

圖4 頂部分模鍛件低倍組織和應(yīng)變場(chǎng)分布Fig.4 Macrostructure and strain field distribution of forge piece with roof parting surface

采用頂部分模方式模鍛后得到的鍛件(圖4方框區(qū)域)顯微組織如圖5所示，該組織為網(wǎng)籃組織，即在轉(zhuǎn)變基體上交錯(cuò)分布著片狀α相(圖5a)，部分區(qū)域可見(jiàn)被破碎的非連續(xù)的晶界α相(圖5b)，且顯微組織中未發(fā)現(xiàn)等軸α相。形成這種組織的主要原因是改進(jìn)分模方式后，第一火β鍛造的變形量較大，原始β晶粒得到了充分破碎，后續(xù)在α+β兩相區(qū)鍛造的變形量減小，因而未出現(xiàn)球化的等軸α相。

圖5 頂部分模鍛件腹板的顯微組織Fig.5 Microstructures of the web of forge piece with roof parting surface

綜上所述，采用頂部分模方式進(jìn)行模鍛，不僅有效地減少了坯料重量和模鍛火次，且鍛件顯微組織也較為均勻，是一種較優(yōu)的分模方式。

2.3 不同分模方式鍛件的力學(xué)性能

圖6為兩種不同分模方式進(jìn)行模鍛，得到的鍛件的力學(xué)性能。采用中間分模方式的鍛件抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度明顯較低，平均抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度分別低于頂部分模鍛件近50 MPa和40 MPa(圖6a、b)。然而，采用中間分模方式所獲鍛件的塑性較高，平均斷面收縮率約為38.6%(圖6c)。性能的差異與不同分模方式所得到的不同顯微組織有關(guān)。中間分模方式所獲鍛件顯微組織中片狀α相的球化導(dǎo)致合金的強(qiáng)度下降，而球化得到的少量等軸α相對(duì)于拉伸變形時(shí)合金內(nèi)部的孔洞長(zhǎng)大起到了阻礙作用，適當(dāng)推遲了空洞的形核和發(fā)展，從而能在一定程度上提高了合金的塑性［9-10］。因此，頂部分模方式所獲鍛件的強(qiáng)度優(yōu)于中間分模，而塑性略低但也保持了較高水平。另外，采用頂部分模方式所獲鍛件的斷裂韌性(81 MPa·m1/2)明顯高于中間分模方式(61 MPa·m1/2)。斷裂韌性的顯著提升與頂部分模方式最終得到的典型的網(wǎng)籃組織有關(guān)。其中片層α相的交錯(cuò)分布使得裂紋只能沿著α/β相界面或穿過(guò)α集束進(jìn)行擴(kuò)展。若α集束的位向與主裂紋擴(kuò)展方向相近，裂紋沿α片間通過(guò);若α集束的位向與主裂紋走向很不一致，則裂紋要穿過(guò)集束，但裂紋擴(kuò)展至集束邊界時(shí)，會(huì)產(chǎn)生停滯效應(yīng)或被迫改變方向，因此，裂紋隨著α片和α集束位向的變化不斷改變擴(kuò)展方向，路徑越曲折，消耗能量越多，斷裂韌性越高［11］。所以頂部分模方式所獲鍛件的綜合力學(xué)性能更為優(yōu)良，可作為較為優(yōu)化的分模方式，為后續(xù)TC18鈦合金典型高筋薄腹板結(jié)構(gòu)件的模鍛生產(chǎn)提供有效的模鍛方案。

圖6 頂部和中間分模鍛件的力學(xué)性能Fig.6 Mechanical properties of forge pieces with both roof and intermediate parting surface

3 結(jié)論

通過(guò)對(duì)TC18鈦合金典型高筋薄腹板結(jié)構(gòu)件的模鍛生產(chǎn)分模面進(jìn)行調(diào)整，分析不同分模面對(duì)最終鍛件成形性及組織性能的影響，得到如下結(jié)論:

(1)采用中間分模方式所獲鍛件顯微組織分布不均勻，存在較明顯的粗晶區(qū)。鍛造過(guò)程中坯料容易出現(xiàn)跳動(dòng)，產(chǎn)生較為嚴(yán)重的翹曲變形。另外，鍛造火次較多，導(dǎo)致生產(chǎn)效率低而成本較高。

(2)頂部分模方式所獲鍛件顯微組織分布均勻性明顯改善，基本為典型的網(wǎng)籃組織。該分模方式克服了中間分模坯料易出現(xiàn)跳動(dòng)和翹曲變形的缺點(diǎn)，減少了鍛造火次，提高了生產(chǎn)效率，節(jié)約了成本，是較為優(yōu)化的分模方式。

(3)頂部分模方式所獲鍛件的強(qiáng)度和斷裂韌性明顯優(yōu)于中間分模方式的鍛件，且塑性也保持較高的水平，具有良好的綜合力學(xué)性能。

［1］Nyakana S L，F(xiàn)anning J C，Boyer R R.Quick reference guide for β titanium alloys in the 00s［J］.Journal of Materials Engineering and Performance，2005，14(6):799-811.

［2］高玉魁.TC18超高強(qiáng)度鈦合金噴丸殘余應(yīng)力場(chǎng)的研究［J］.稀有金屬材料與工程，2004，33(11):1209-1212.

［3］中國(guó)機(jī)械工程協(xié)會(huì)塑性工程協(xié)會(huì).鍛壓手冊(cè)［M］.3版.北京:機(jī)械工業(yè)出版社，2008.

［4］程里.模鍛件分模面淬火裂紋分析與預(yù)防［J］.金屬熱處理，2004，29(10):62-64.

［5］沙愛(ài)學(xué)，李興無(wú)，王慶如，等.熱變形溫度對(duì)TC18鈦合金顯微組織和力學(xué)性能的影響［J］.中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào)，2005，15(8):1167-1172.

［6］沙愛(ài)學(xué)，李興無(wú)，王慶如.高強(qiáng)度TC18鈦合金β鍛造工藝參數(shù)與組織和性能的定量關(guān)系［J］.機(jī)械工程材料，2012，36(12):49-52.

［7］李禮，張曉泳，李超，等.TC18鈦合金盤件等溫模鍛過(guò)程有限元模擬及試驗(yàn)［J］.中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào)，2013，23(12):3323-3334.

［8］黃湘龍，易幼平，李蓬川，等.TC18鈦合金模鍛件鍛造成形工藝仿真［J］.鍛壓技術(shù)，2012，37(5):7-11.

［9］于蘭蘭，毛小南，張鵬省，等.熱處理工藝對(duì)BT22鈦合金組織和性能的影響［J］.稀有金屬快報(bào)，2005，24(3):21-23.

［10］Qu H L，Zhou Y G，Zhou L，et al.Relationship among forging technology，structure and properties of TC21 alloy bars［J］.Transactions of Nonferrous Metals Society of China，2005，15(5):1120-1124.

［11］周義剛，曾衛(wèi)東，李曉芹，等.鈦合金高溫形變強(qiáng)韌化機(jī)理［J］.金屬學(xué)報(bào)，1999，35(1):45-48.