Ti-4.5Al-3Mo-1V鈦合金管材熱處理工藝試驗(yàn)研究

黃艷華 呂亞平 樊 凱 童 攀 張 鵬

（1.湖南金天鈦業(yè)科技有限公司，湖南 常德 415000 ；2.93145 部隊(duì) ,湖南 株洲 412002）

鈦合金憑借其密度低、比強(qiáng)度高、耐腐蝕性好、無(wú)磁性、焊接性能好等眾多優(yōu)異性能，廣泛應(yīng)用于航空、航天、艦船、化工等領(lǐng)域。Ti-4.5Al-3Mo-1V是蘇聯(lián)材料研究院于20 世紀(jì)50 年代末研制的一種低鋁當(dāng)量（α+β）型高強(qiáng)高韌鈦合金。具有較好的焊接性能和加工性能，可用于制作長(zhǎng)期使用的結(jié)構(gòu)件、高壓容器等零件。目前，國(guó)內(nèi)關(guān)于 Ti-4.5Al-3Mo-1V合金的研究主要集中在軋制工藝對(duì)顯微組織與力學(xué)性能影響、應(yīng)力松弛行為及微觀機(jī)理研究、單一熱處理因素對(duì)組織與性能的影響等方面。該文擬采用正交試驗(yàn)法研究退火溫度、退火時(shí)間、冷卻方式3種因素對(duì)Ti-4.5Al-3Mo-1V鈦合金管材室溫強(qiáng)度、塑性、沖擊性能的影響，旨在獲得最優(yōu)水平熱處理制度，為實(shí)現(xiàn)該合金管材室溫強(qiáng)度、塑性和沖擊性能的綜合匹配提供參考依據(jù)。

1 試驗(yàn)材料及方法

1.1 試驗(yàn)材料的制備

試驗(yàn)材料采用三次真空自耗熔煉（VAR）制備成鑄錠，鑄錠經(jīng)自由鍛開(kāi)坯后分別在β相區(qū)和（α+β）兩相區(qū)鍛造成棒坯，最后在β相區(qū)軋制成外徑470mm，壁厚30mm的管材。其組織如圖1所示。由圖1可知 Ti-4.5Al-3Mo-1V合金為典型的網(wǎng)籃組織，由長(zhǎng)條編織的α相和β轉(zhuǎn)變基體組成。α相和β相間隔分布且均沿軋制方向被拉長(zhǎng)。

圖1 Ti-4.5Al-3Mo-1V管材熱軋態(tài)顯微組織

1.2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

采用L（3）正交設(shè)計(jì)試驗(yàn)研究退火溫度、退火時(shí)間、冷卻方式3種因素對(duì)Ti-4.5Al-3Mo-1V合金室溫強(qiáng)度、塑性、沖擊性能的影響，各試驗(yàn)因素的水平見(jiàn)表1。

表1 正交試驗(yàn)因素及水平

1.3 檢測(cè)方法

該試驗(yàn)及檢測(cè)均在某公司檢測(cè)中心進(jìn)行，熱處理采用同一臺(tái)箱式電阻爐SX-G36123，爐溫均勻性為±3℃。具體檢測(cè)方法及設(shè)備見(jiàn)表2。

表2 檢測(cè)方法

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)結(jié)果

各試驗(yàn)因素對(duì)室溫強(qiáng)度、塑性和沖擊性能的影響結(jié)果見(jiàn)表3~表8。根據(jù)正交試驗(yàn)原理，極差值越大，表明該因素對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響程度越大。

從表3、表4數(shù)據(jù)可以得出，在該試驗(yàn)的條件范圍內(nèi)，冷卻方式對(duì)合金室溫強(qiáng)度的影響最顯著，退火溫度與退火時(shí)間對(duì)室溫強(qiáng)度的影響均較小，退火溫度略大于退火時(shí)間。當(dāng)退火工藝參數(shù)為930℃+1h+水冷時(shí)，室溫強(qiáng)度最高；當(dāng)退火工藝參數(shù)為920℃+3h+爐冷時(shí)，室溫強(qiáng)度最低。

表4 各因素各水平對(duì)合金室溫強(qiáng)度的影響

從表5、表6數(shù)據(jù)可以得出，冷卻方式對(duì)合金塑性的影響最大，退火溫度與退火時(shí)間對(duì)塑性的影響均較小，退火時(shí)間略大于退火溫度。當(dāng)退火工藝參數(shù)為920℃+2h+爐冷時(shí)，塑性最優(yōu)；當(dāng)退火工藝參數(shù)為930℃+1h+水冷時(shí)，塑性最差。

表5 各因素各水平下合金塑性結(jié)果

表6 各因素各水平對(duì)合金塑性的影響

從表7、表8數(shù)據(jù)可以得出，冷卻方式對(duì)合金沖擊性能的影響最大，其次是退火時(shí)間，退火溫度對(duì)合金沖擊性能的影響最小。當(dāng)退火工藝參數(shù)為930℃+1h+空冷時(shí)，沖擊性能最優(yōu)；當(dāng)退火工藝參數(shù)為920℃+2h+水冷時(shí)，沖擊性能最差。

表7 各因素各水平下合金沖擊性能結(jié)果

2.2 各因素對(duì)性能影響的分析

從表3~表8可以看出，在該試驗(yàn)的條件范圍內(nèi)，冷卻方式對(duì)合金性能的影響程度最大，隨著冷卻速度的加快，合金強(qiáng)度提高較為顯著，塑性隨之降低。沖擊性能是強(qiáng)度和塑性的綜合體現(xiàn)，空冷時(shí)合金沖擊性能最優(yōu)。退火時(shí)間、退火溫度對(duì)合金性能的影響程度較小且兩者的影響程度差距不大。

圖2（a）是試驗(yàn)合金在930℃ 退火冷卻方式為空冷時(shí)的顯微組織，為典型的網(wǎng)籃狀組織，與原始熱軋態(tài)顯微組織相比，兩相區(qū)保溫空冷后其初生α相長(zhǎng)大，粗化。圖2（b）為試驗(yàn)合金在930℃ 退火冷卻方式為爐冷時(shí)的顯微組織，由于冷卻速率變慢，初生α相進(jìn)一步長(zhǎng)大，體積分?jǐn)?shù)明顯增大，其微觀組織仍為網(wǎng)籃狀組織。試驗(yàn)合金在930℃ 退火冷卻方式為水冷時(shí)的顯微組織如圖2（c）所示，由于冷卻速率較快，初生α相呈細(xì)小、長(zhǎng)條狀分布，而β轉(zhuǎn)變基體中的次生α相由于冷卻速率過(guò)快來(lái)不及析出，以細(xì)小的針狀馬氏體α'的形式析出。馬氏體相內(nèi)部含有大量位錯(cuò)，隨著馬氏體相的增加，表現(xiàn)出強(qiáng)度上升塑性下降的趨勢(shì)。初生α相的比例隨著冷卻速率的降低而增加，晶粒尺寸變大，這種尺寸粗化的初生α相組織形貌提高了合金的塑性，降低了強(qiáng)度。水冷時(shí)合金的沖擊性能最差，主要由于冷卻速率較快時(shí)會(huì)產(chǎn)生大量α'馬氏體相，馬氏體相含有大量位錯(cuò)，對(duì)裂紋擴(kuò)展的阻礙和偏轉(zhuǎn)作用差，因此沖擊性能差。

圖2 不同冷卻方式下Ti-4.5Al-3Mo-1V管材顯微組織

從表3~表8可以看出，在該試驗(yàn)的條件范圍內(nèi)，在相同的冷卻條件下，隨著退火溫度升高，強(qiáng)度先增高后降低，變化幅度較??；塑性無(wú)明顯變化；沖擊性能先增強(qiáng)后減弱，變化幅度較小。隨著退火時(shí)間延長(zhǎng)，強(qiáng)度略有降低且 2h與 3h的強(qiáng)度值基本接近；塑性無(wú)明顯變化；沖擊性能呈下降趨勢(shì)，變化幅度也很小。圖3中（a）、（b）、（c）分別是試驗(yàn)合金試樣經(jīng)940℃、1h，930℃、2h，920℃、3h退火空冷后的顯微組織。從圖中可以看出，組織形貌差異較小，這就是退火溫度、時(shí)間發(fā)生變化，強(qiáng)度、塑性、沖擊變化不大的原因。

圖3 不同退火溫度下Ti-4.5Al-3Mo-1V管材顯微組織

表3 各因素各水平下合金室溫強(qiáng)度結(jié)果

表8 各因素各水平對(duì)合金沖擊性能的影響

2.3 熱處理制度優(yōu)化分析

分析退火溫度、退火時(shí)間、冷卻方式對(duì)合金強(qiáng)度、塑性、沖擊性能的影響，得出獲得高強(qiáng)度的熱處理方式如下：退火溫度930℃，退火時(shí)間1h，水冷。獲得良好塑性的熱處理方式如下：退火溫度920℃，退火時(shí)間2h，爐冷。獲得良好沖擊性能的熱處理方式如下：退火溫度920℃，退火時(shí)間1h，空冷。

綜上所述，在該試驗(yàn)范圍條件范圍內(nèi)，冷卻方式（因素3）對(duì)合金室溫強(qiáng)度、塑性、沖擊性能的影響最顯著，退火溫度（因素1）及退火時(shí)間（因素2）對(duì)合金強(qiáng)度、塑性、韌性的影響均較小且影響程度基本相當(dāng)。綜合考慮室溫強(qiáng)度、塑性、沖擊性能匹配，合金的最佳熱處理方式如下：退火溫度930 ℃，退火時(shí)間1 h，空冷。

3 結(jié)論

通過(guò)研究退火溫度、退火時(shí)間、冷卻方式對(duì)Ti-4.5Al-3Mo-1V合金性能的影響，得出：冷卻方式對(duì)合金性能的影響最顯著，退火溫度和退火時(shí)間對(duì)合金性能的影響均較小。當(dāng)冷卻方式為空冷，退火溫度為930 ℃，退火時(shí)間為1 h時(shí)，合金可獲得最優(yōu)的室溫強(qiáng)度、塑性與沖擊性能匹配。