某汽輪機用TC4方鋼葉片力學性能不合格原因分析

胡維成，高驥天，李清松，張邦強

（東方汽輪機有限公司，四川 德陽，618000）

某汽輪機用TC4方鋼葉片力學性能不合格原因分析

胡維成，高驥天，李清松，張邦強

（東方汽輪機有限公司，四川 德陽，618000）

通過化學成分分析、宏觀金相檢驗和掃描電鏡檢查，對某公司生產(chǎn)的TC4方鋼的常規(guī)力學性能未能達標的原因進行了分析。結果表明：該方鋼力學性能未能達標的主要原因是該方鋼在鍛造時內(nèi)部溫度偏低、變形量不足，造成內(nèi)部初生α相比例偏高，且方鋼內(nèi)部明顯片狀組織，導致方鋼力學性能未能達到預定要求。

TC4合金，力學性能，方鋼，鍛造變形量

0　引言

在鈦合金的鍛造工藝參數(shù)中，加熱溫度對組織性能的影響極為顯著［1］，李曉芹等［2］在針對TC4鈦合金汽輪機葉片的制造工藝研究時發(fā)現(xiàn)，較低的鍛造溫度會造成TC4高倍組織中初生α相比例偏高，直接影響合金強度。而史小云等［3］對根據(jù)不同的鍛造溫度所得到的TC4合金進行力學試驗發(fā)現(xiàn)，在α+β兩相區(qū)內(nèi)采用較高溫度鍛造的成品強度更高，且塑性不會下降。

田喜明［4］、董潔［5］等提出鍛造變形量的大小也會對TC4合金的組織性能產(chǎn)生重要影響。如對Φ450超大規(guī)格的TC4合金棒材，在同樣的鍛造工藝條件下，鍛造變形量較大 （超過85%）的擺錘力學性能和金相組織均優(yōu)于鍛造變形量較小的棒材［4］。而如果TC4鍛造時變形量過小不僅會造成TC4力學性能不合格，也會造成合金中心變形不充分，導致組織不均勻［5-6］。

在對兩家供應商提供的TC4方鋼進行力學試驗后發(fā)現(xiàn)，第一家供應商提供的方鋼 （1號方鋼）的厚度 （T）和寬度 （W）方向強度未能滿足GB/T 2965的要求，而另一家供應商提供的方鋼 （2號方鋼）力學性能則完全合格。筆者與所領導團隊成員經(jīng)過宏觀金相、高倍金相、斷口分析和斷口金相等試驗，對1號方鋼力學性能不合格的原因進行了分析，并提出了相應的解決方案。

1　理化試驗

為確認1號方鋼和2號方鋼的性能是否滿足要求，對1號方鋼和2號方鋼均取樣進行了化學成分檢測、室溫拉伸試驗與400℃的高溫拉伸試驗。且化學成分按照GB/T 3620.1驗收，拉伸試驗

數(shù)據(jù)按照GB/T 2965驗收。

1.1化學成分

對1號方鋼和2號方鋼進行手工分析，1號方鋼和2號方鋼的化學成分結果如表1所示。

由表1可知，1號方鋼和2號方鋼化學成分滿足GB/T 3620.1的要求。

表1　化學成分檢測結果

1.2室溫拉伸和高溫拉伸試驗結果

室溫拉伸試驗采用意大利Galdabini生產(chǎn)的全自動拉伸沖擊系統(tǒng)進行，試樣按照GB/T 2965的規(guī)定，采用GB/T 228.1-2010規(guī)定的R7型試樣，并按照GB/T 228.1-2010的規(guī)定，全程引伸計控制，設定試驗速率為：彈性和屈服階段0.000 25/ s、塑性階段0.006 7/s。試驗機和引伸計精度均達到0.5級。實驗室的溫度試驗時為25℃。1號方鋼和2號方鋼的室溫拉伸試驗結果如表2和表3所示。

由表2可以看出，1號方鋼L方向的拉伸數(shù)據(jù)全部合格，合格率為100%；T方向第3個拉伸數(shù)據(jù)的屈服強度不合格，延伸率和斷面收縮率均合格，合格率為66.67%；W方向的3個拉伸數(shù)據(jù)屈服強度和抗拉強度均不合格，延伸率和斷面收縮率均合格，不合格率為100%。

400℃高溫拉伸試驗采用CMT 5105萬能試驗機進行，試樣采用GB/T 228.1的R7試樣，按照GB/T 4338的要求進行試驗。

由表4可以看出，1號方鋼400℃的高溫拉伸試驗數(shù)據(jù)均未能滿足GB/T 2965的要求，不合格率為100%；表5中，2號方鋼400℃的高溫拉伸試驗數(shù)據(jù)滿足 GB/T 2965的要求，合格率為100%。

表2　1號方鋼不同方向上的室溫拉伸試驗結果

表3　2號方鋼不同方向上的室溫拉伸試驗結果

表4　1號方鋼高溫拉伸試驗結果

表5　2號方鋼高溫拉伸試驗結果

1.3宏觀金相檢查

根據(jù) “組織決定性能”的原則，對1號方鋼和2號方鋼的低倍組織進行檢查，以分析二者差異。

因為1號方鋼的拉伸試驗結果隨著方向不同產(chǎn)生較大差異。所以對1號方鋼和2號方鋼的L、W、T方向取低倍試樣，并采用10%HF溶液進行酸洗，觀察低倍組織。

1號方鋼3個方向的低倍組織如圖1所示。

圖1　1號方鋼L、W、T三個方向的低倍組織

2號方鋼的低倍組織如圖2所示：

圖2　2號方鋼L、W、T三個方向的低倍組織

由圖1可以看出，1號方鋼低倍組織均勻、完整。但W、T方向上的低倍試樣中心處有條紋狀的片狀組織，且沿L方向伸展；由圖2可以看出，2號方鋼3個方向的低倍組織無偏析、疏松、氣孔、裂紋、折疊、夾渣、異金屬等缺陷。

由此可以得出，片狀組織是影響1號方鋼力學性能的重要原因。

1.4微觀組織檢查

從1號方鋼和2號方鋼的低倍試樣取樣，制取金相試樣，采用10%HF溶液進行腐蝕。如圖3所示，1號方鋼在W方向和T方向上均存在片狀組織，走向與宏觀檢查的片狀組織相同，均沿L方向伸展。而正常區(qū)域微觀組織為α-β組織，晶粒度大小由7級到11級不等。

圖3　1號方鋼L、W、T三個方向的顯微組織

由圖4可知，2號方鋼以等軸α相為主，存在晶間β相，晶粒度均為8級。

圖4　2號方鋼L、W、T三個方向的顯微組織

1.5顯微硬度測試

由于1號方鋼W、T方向的顯微組織與GB/T 6611中對高間隙缺陷的描述相同，對帶狀晶和周圍的正常區(qū)域進行顯微硬度測試。測試結果為正常區(qū)域HV0.3=297，帶狀晶區(qū)HV0.3=491。

1.6斷口形貌與金相組織

將1號方鋼W、T方向的不合格拉伸試樣斷口經(jīng)乙醇超聲波清洗后，采用JSM掃描電子顯微鏡對斷口形貌進行觀察，斷口形貌如圖5所示。

圖5（a）圖中央可以看出較為明顯的帶狀分布，與宏觀金相和微觀組織中的形貌相同。

將1號方鋼解剖制作金相試樣，其金相組織如圖6所示。

圖5　1號方鋼不合格室溫拉伸試樣斷口

圖6　不合格拉伸試樣斷口金相組織

斷口金相組織存在非常明顯的帶狀晶，且初生α相比例偏高，晶粒度較低。

2　綜合分析

2.1金相組織特征

1號方鋼金相組織中，初生α相比例偏高，β相比例較低，組織不均勻，晶粒度由7級到11級不等。說明1號方鋼在鍛造時鍛造溫度偏低［2，6-7］。且1號方鋼W和T方向的金相組織中，具有非常明顯的片狀晶。且均沿L方向伸展，導致1號方鋼L方向強度比T、W方向高。說明1號方鋼鍛造時變形量不足，未能充分破碎單相區(qū)變形保留下來的不均勻組織［4，8］。

2號方鋼金相組織為等軸組織，以等軸α+轉(zhuǎn)變β相為主。組織均勻，晶粒度均為8級。

2.2斷口特征

對1號方鋼不合格試樣的斷口進行掃描電鏡檢查和斷口金相組織檢查發(fā)現(xiàn)，斷口處存在較為明顯的片狀組織［5］，其金相組織中也有片狀晶且初生α相比例很高，有粗大晶粒，進一步表明1號方鋼的鍛造溫度偏低［4-5］，且鍛造變形量不足［7］。

2.3制造工藝

查閱制造文件可知，1號方鋼和2號方鋼的制造過程如表6所示。

表6　1號方鋼與2號方鋼制造工藝

根據(jù)表6可知，2號方鋼的鍛造溫度較高，成品鍛造的最高溫度更接近TC4合金α+β/β的相變溫度點，有利于降低初生α相比例，提高TC4方鋼的綜合性能［1，7］；1號方鋼和2號方鋼的鍛造過程均采取拔長變形，而2號方鋼在開坯鍛造過程和成品鍛造過程中增加了中間鍛造過程，從而增加TC4合金的鍛造變形量，提高了材料的強度［1］，也使鍛造的微觀組織更加均勻［3］。同時也證明了1號方鋼力學性能不合格的原因為鍛造溫度偏低，且鍛造變形量不足。

3　結論

（1）對1號方鋼的金相組織和斷口金相的分析可知，1號方鋼中初生α相比例偏高，β相比例過低，說明1號方鋼成品鍛造時加熱溫度偏低。由于TC4具有導熱性差的特點［3］，鍛造處理時，應提高鍛造毛坯的加熱溫度，且適當延長保溫時間，保證毛坯內(nèi)外溫度均勻，避免毛坯內(nèi)外溫差過大，使得初生α相在成品鍛造時未能充分破碎。

（2）1號方鋼內(nèi)部晶粒大小不均勻，且片狀組織不存在于低倍試樣的邊緣，而存在于靠近中心的位置，說明1號方鋼的變形量，尤其是中心的變形量不足，是導致方鋼內(nèi)部存在片狀組織的原因。因為1號方鋼鍛造時采取了拔長變形的工藝，所以L方向變形量相對較高，力學性能優(yōu)于W、T方向?？稍阱懺爝^程中提高鍛錘的打擊能量，從而克服變形抗力，增加鍛件的變形量。

（3）根據(jù)工藝文件顯示，2號方鋼在開坯鍛造和成品鍛造過程中間有一個中間鍛造過程，且鍛造溫度包含了α+β兩相區(qū)和β單相區(qū)。在β單相區(qū)鍛造可將開坯鍛造過程中未能充分破碎的粗大晶粒進一步細化［5，7］，β相充分形成；在α+β兩相區(qū)鍛造時能使得連續(xù)晶界和粗大晶界破碎，初生α片層和晶界進一步球化。從而提高拉伸性能，同時也能提高鍛造變形量。而TC4鍛造有導熱性差、變形抗力大的特點，所以應增加鍛造過程，讓組織充分優(yōu)化。

［1］李曉芹.鍛造加熱溫度對TC11合金組織性能的影響［J］.熱加工工藝，1999，（3）：30-32

［2］李曉芹，朱西平.TC4鈦合金汽輪機葉片精鍛工藝研究［J］.航空制造技術，2001，（2）：53-60

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［4］田喜明，劉珂妮.鍛造變形量對TC4-DT鈦合金鍛件組織與力學性能的影響［J］.鈦工業(yè)進展，2013，30（6）：17-21

［5］董潔.TC4合金超大規(guī)格棒材鍛造工藝對組織和性能的影響［J］.鈦工業(yè)進展，2012，29（2）：28-31

［6］閻彩文，吳金滿，徐永光，等.TC4鈦合金異形鍛件鍛造工藝探索［J］.鈦工業(yè)進展，2009，26（5）：30-32

［7］Xiao-na PENG，Hong-zhen GUO，Zhi-feng SHI，etc.Microstructure characterization and mechanical properties of TC4-DT titanium alloy after thermomechanical treatment［J］. Transactions of Nonferrous Metals Society of China，2014，（3）：682-689

［8］熊良銀，吳宏斌，王威，等.退火態(tài)TC4合金的熱變形行為［J］.有色金屬，2005，（1）：10-13

［9］GB/T 6611鈦及鈦合金術語和金相圖譜［S］

［10］Wood R A，F(xiàn)avor R J.鈦合金手冊［M］.劉靜安，吳煌良，姚毅中，譯.重慶：科學技術文獻出版社重慶分社，1983：46-47

［11］中國航空材料手冊編委會.中國航空材料手冊：第4卷：鈦合金、銅合金［M］.北京：中國標準出版社，2002

Analysis for Cause of Unqualified Properties of TC4-DT Titanium Blade

Hu Weicheng，Gao Jitian，Li Qingsong，Zhang Bangqiang

（Dongfang Turbine Co.，Ltd.，Deyang Sichuan，618000）

The cause of unqualified mechanical properties of blade blank made by TC4-DT titanium is analyzed by several means，such as chemical test，metallographic test and SEM.Results show that flat swaged deformation and lower forging temperature lead to proportion of primary α phase on the high side，which is the main cause of the unqualified mechanical property of blade blank. Key words：TC4 alloy，mechanical property，square steel，swaged deformation

TG1

A

1674-9987（2015）02-0061-05

10.13808/j.cnki.issn1674-9987.2015.02.013

胡維成 （1962-），男，畢業(yè)于東北大學金屬物理專業(yè)，現(xiàn)主要從事材料技術管理工作。