Ti-6242S鈦合金φ265 mm棒材的組織與性能

供稿|岳旭，馬龍，胡亞歌，馬寶軍，張平輝，郭佳林，李渭清 / YUE Xu, MA Long, HU Ya-ge, MA Bao-jun, ZHANG Ping-hui, GUO Jia-lin, LI Wei-qing

Ti-6242S鈦合金名義成分為Ti-6Al- 2Sn-4Zr-2Mo-0.1Si，屬于近α型鈦合金。具有高強(qiáng)度、高韌性和良好的抗蠕變性能，主要用于制作航空發(fā)動機(jī)的風(fēng)扇圓盤、壓氣機(jī)盤、葉片和機(jī)匣等。隨著大型飛機(jī)工程用鈦量不斷增加，為提高飛機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性，減少碳排放及噪音污染要求原始設(shè)備制造商們生產(chǎn)更高涵道比的發(fā)動機(jī)，飛機(jī)用鈦合金鍛件的尺寸和重量也日益增加[1-3]。為滿足飛機(jī)制造業(yè)的發(fā)展，寶鈦股份有限公司經(jīng)過多年的研究，采用萬噸自由鍛造機(jī)、3150 t水壓機(jī)和2500 t快鍛機(jī)，研制開發(fā)了直徑為265 mm的Ti-6242S鈦合金高性能棒材，滿足航空制造業(yè)的需求。本文主要介紹了Ti-6242S鈦合金φ265 mm規(guī)格棒材的組織、室溫、高溫力學(xué)性能和超聲波探傷水平。

生產(chǎn)工藝及實(shí)驗(yàn)方法

實(shí)驗(yàn)使用寶鈦股份有限公司采用三次真空自耗電弧爐(VAR)熔煉的φ720 mm Ti-6242S鈦合金工業(yè)鑄錠，其主要成分為(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)：Ti(Bal.)；5.5%~6.5%Al；1.8%~2.2%Sn；3.6%~4.4%Zr；1.8%~2.2%Mo；0.06%~0.1%Si，符合相關(guān)技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)的要求。由金相法測得α+β/β相轉(zhuǎn)變溫度為990~1010℃。鑄錠開坯階段，在β相區(qū)采取逐級降溫的加熱方式，經(jīng)萬噸壓機(jī)，3150 t水壓機(jī)和2500 t快鍛機(jī)多火次鐓拔變形，總鍛比大于15。保證坯料在β相區(qū)經(jīng)過充分的變形，經(jīng)過破碎和初次再結(jié)晶細(xì)化晶粒。棒材的中間鍛造和成品鍛造在α+β兩相區(qū)進(jìn)行多火次鐓拔變形，并采用高—低—高鍛造工藝，總鍛比大于18，使晶粒充分破碎和均勻，生產(chǎn)為φ265 mm規(guī)格的成品棒材。

棒材在法國MATELSCAN公司生產(chǎn)的自動探傷設(shè)備上進(jìn)行超聲波無損檢測。在棒材本體上切取試驗(yàn)用料，檢測棒材的組織及力學(xué)性能。在OLYMPUS GX71型金相顯微鏡上進(jìn)行顯微組織觀察，拉伸實(shí)驗(yàn)在德國的Zwick萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，蠕變性能在SANS-GWT105高溫蠕變持久試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行。

圖1 棒材不同部位的鍛態(tài)顯微組織(100×) 。a1: 邊部縱向；a2：D/4處縱向；a3：心部縱向；b1：邊部橫向；b2：D/4處橫向；b3：心部橫向

組織與性能

不同部位的顯微組織

◆ 鍛造態(tài)顯微組織

棒材不同部位的鍛態(tài)顯微組織如圖1。從圖1中可以看到，經(jīng)過單相區(qū)和兩相區(qū)的多火次變形，原始β晶粒得到充分的破碎，經(jīng)過重復(fù)再結(jié)晶，棒材顯微組織為β基體上均勻分布的不同尺寸的等軸α組織。棒材不同部位橫、縱向的鍛態(tài)顯微組織差別不大。但是，由于規(guī)格原因，棒材外表面和心部的變形量、變形溫度和冷卻方式存在一定差異，導(dǎo)致棒材邊部和心部初生α等軸化程度、含量形狀稍有差別。由于外表面變形較為充分，變形均勻性好，所以邊部初生α等軸化程度較好，分布均勻。而棒材心部冷卻速度較慢，α相有較多的時間和能量進(jìn)行再結(jié)晶長大，所以初生α含量較邊部多?？傮w來看，棒材不同部位和方向的組織狀態(tài)較為均勻。

◆ 熱處理后的顯微組織

熱處理制度對Ti-6242S鈦合金的組織狀態(tài)和相比例有較大的影響[4]，選擇合理的熱處理制度，通過改變初生α相的含量和次生α相的比例及形狀，可實(shí)現(xiàn)不同力學(xué)性能的合理匹配。圖2為棒材經(jīng)不同固溶溫度和相同時效溫度熱處理后的顯微組織。由圖2可看出，固溶溫度對Ti-6242S鈦合金初生α含量有較大的影響，在本實(shí)驗(yàn)選擇的溫度內(nèi)，隨著固溶溫度的升高，初生α含量迅速減少。在α+β/β相轉(zhuǎn)變溫度以下10℃進(jìn)行固溶并時效后，初生α含量不足10%(圖2a)，并且已經(jīng)開始形成β晶界，初生α相主要分布在三叉晶界上，這種組織可以獲得較好的抗蠕變性能和疲勞擴(kuò)展抗力，但是塑性較差；在α+β/β相轉(zhuǎn)變溫度以下50℃進(jìn)行固溶并時效后，初生α含量約為60%(圖2c)。較多的初生α含量，可保證棒材具有較高的熱穩(wěn)定性能和塑性，但等軸α含量過多對材料的抗蠕變性能不利。這是由于鈦合金的抗蠕變能力與組織中的等軸α相和魏氏α相的相對含量有關(guān)，蠕變性能隨著初生α含量的增加而降低[5-6]。據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)報道，20%的等軸α相就可滿足材料的塑性要求，增加條狀次生α相含量可以起到強(qiáng)化作用[7]。為保證室溫力學(xué)性能和高溫性能的合理匹配，本文選擇的熱處理制度為970℃/1h·風(fēng)冷+593℃/8h·空冷，該熱處理制度下的顯微組織中初生α含量約為35%的雙態(tài)組織，見圖2(b)。

力學(xué)性能

◆ 不同部位室溫力學(xué)性能

在棒材不同部位切取橫、縱向拉伸試樣，經(jīng)970℃/1h·風(fēng)冷+593℃/8h·空冷熱處理后，檢測室溫拉伸性能。實(shí)驗(yàn)結(jié)果見表1。每組取兩個試樣，表中數(shù)據(jù)為兩個實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的平均值。由表1可看出，棒材室溫抗拉強(qiáng)度為1030 MPa左右，屈服強(qiáng)度為920 MPa左右，伸長率約為15%，斷面收縮率約為39%。棒材不同部位的橫、縱向室溫拉伸性能相當(dāng)，均符合技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)要求，且具有較大的富余量。說明棒材在β單相區(qū)和α+β兩相區(qū)都有較為充分的變形，使棒材不同部位和不同方向組織均勻性較好，因此不同部位的室溫拉伸性能差異不大。

◆ 不同溫度高溫拉伸性能

在棒材D/4處切取橫向試樣，檢測棒材不同溫度下的高溫拉伸性能，結(jié)果見圖3。可以看出：在400～600 ℃溫度范圍內(nèi)，隨著實(shí)驗(yàn)溫度的升高，合金強(qiáng)度下降，塑性增加。當(dāng)溫度高于550 ℃時，合金強(qiáng)度下降較快，塑性有較大幅度的升高。從圖3可以看出，Ti-6242S鈦合金大規(guī)格棒材在550 ℃時，仍具有較高的強(qiáng)度，抗拉強(qiáng)度大于680 MPa。

◆ 高溫蠕變性能

表2為棒材D/4處橫向試樣在510 ℃/241 MPa/35 h條件下的蠕變性能。由表2可見，棒材具有較好的高溫抗蠕變性能，彈性延伸率為0.055%左右，滿足技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)的要求。這是因?yàn)門i-6242S合金中高的鋁當(dāng)量(8.6%)和一定的Si含量(0.06%~0.1%)，使Ti-6242S鈦合金在固溶時效后具有α兩相沉淀析出強(qiáng)化和Si原子的釘扎作用，可有效減小位錯攀移速率，保證合金具有良好的抗蠕變性能[8-9]。

圖2 不同熱處理制度的顯微組織(200×) 。(a)990℃/1h·風(fēng)冷+593℃/8h·空冷；(b)970℃/1h·風(fēng)冷+593℃/8h·空冷；(c)950℃/1h·風(fēng)冷+593℃/8h·空冷

圖3 不同溫度下的高溫拉伸性能

表2 棒材蠕變性能(510℃/241MPa/35h)

棒材探傷水平

使用法國MATELSAN公司生產(chǎn)的自動探傷設(shè)備(見圖4)，對棒材進(jìn)行多通道分區(qū)水浸超聲波無損檢測，使用對比試塊為φ260 mm多臺階分區(qū)試塊(見圖5)。

探傷結(jié)果顯示，整支棒材(長度為2000~2300 mm)的底波差異小于6 dB，雜波差異小于2 dB，最大噪音高度小于Φ0.8~9 dB。無損檢測技術(shù)可以保證鈦合金制品的冶金和加工質(zhì)量，超聲探傷中的雜波水平及底波損失可起到檢查鈦合金組織均勻性的作用。探傷水平是鈦合金組織均勻性的反映[10]。結(jié)合圖1中棒材不同部位的顯微組織可看出，棒材具有較佳的組織均勻性。

圖4 探傷設(shè)備與棒材

圖5 φ260 mm多臺階分區(qū)試塊

結(jié)論

采用萬噸自由鍛造機(jī)、3150 t水壓機(jī)和2500 t快鍛機(jī)生產(chǎn)的Ti-6242S大規(guī)格(φ265 mm)鈦合金棒材，具有較好的強(qiáng)度和塑性匹配，有較高的超聲波檢測水平，各項(xiàng)技術(shù)指標(biāo)符合相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)的要求，可滿足航空發(fā)動機(jī)大規(guī)格鍛件的使用要求。

[1] 魏志堅, 姜明. Ti6242鈦合金整體機(jī)匣大型異形環(huán)成型工藝研究.航空與航天. 1999(3): 7

[2] 彭健. 鈦合金在航空領(lǐng)域的應(yīng)用與發(fā)展. 航空科學(xué)技術(shù),2007(2): 1

[3] 付艷艷, 宋月清, 惠曉饒, 等. 航空用鈦合金的研究與應(yīng)用進(jìn)展. 稀有金屬, 2006, 30(6): 850

[4] 馮哲 ,何春燕, 郭征, 等. 退火制度對TA19鈦合金大規(guī)格棒材組織和性能的影響. 鈦工業(yè)進(jìn)展, 2012, 29(6): 22

[5] 郭萍, 洪權(quán), 曹立英, 等. 固溶處理對Ti-600高溫鈦合金蠕變性能的影響. 熱加工工藝(熱處理), 2006, 35(14): 50

[6] 沙愛學(xué), 李興無, 儲俊鵬. TA15鈦合金的普通退火. 稀有金屬, 2003,27(1): 213

[7] 王玉會, 李艷, 張旺峰, 等. 不同變形量TA15鈦合金的熱處理行為.中國有色金屬學(xué)報, 2010, 20(S1): s641

[8] Es-Souni M. Primary, secondary and an elastic creep of a high temperature near α-Ti alloy Ti6242Si. Materials Characterization,2000, 45(2): 153

[9] Evans W J. Optimising mechanical properties in alpha+beta titanium alloy. Mater Sci Eng A, 1998, 243(1-2): 89

[10] 馬小懷. 鈦合金超聲波檢測中雜波產(chǎn)生原因分析. 無損檢測, 2006,28(12): 649