Ti150合金離心葉輪鍛件工藝優(yōu)化

夏春林，葉俊青，葉康源，李文淵，趙子博，王海菊

Ti150合金離心葉輪鍛件工藝優(yōu)化

夏春林1，葉俊青1，葉康源1，李文淵2，趙子博2，王海菊1

（1.貴州安大航空鍛造有限責(zé)任公司，貴州 安順 561005；2.中國科學(xué)院金屬研究所，沈陽 110041）

解決Ti150合金離心葉輪鍛件低倍組織不均勻和鍛件力學(xué)性能離散性較大的問題。通過對鍛件進(jìn)行金相組織分析，再利用EBSD、DEFORM等工具分析鍛件成形時應(yīng)變分布及組織特點(diǎn)，探索低倍組織不均勻和鍛件力學(xué)性能離散性較大的原因及解決方法。通過對棒材進(jìn)行六方拔長、倒棱、平頭和滾圓等處理，實現(xiàn)從圓棒到六方形再到圓棒的變形過程（改鍛），使棒材各部位的變形均勻，達(dá)到消除微織構(gòu)的目的。對棒材進(jìn)行反復(fù)鐓拔（改鍛），可有效消除棒材中的微織構(gòu)并改善低倍組織的不均勻，是控制鍛件力學(xué)性能離散性的重要措施。中間坯組織的均勻性是影響低倍組織不均勻和鍛件力學(xué)性能離散性的主要因素，通過對棒材進(jìn)行改鍛，Ti150合金離心葉輪鍛件的組織及力學(xué)性能優(yōu)異，滿足相應(yīng)的技術(shù)要求。

Ti150合金；離心葉輪；改鍛；電子背散射衍射

鈦合金由于具有耐腐蝕性好、耐高溫、比強(qiáng)度高等一系列優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于航空航天領(lǐng)域，是當(dāng)代飛機(jī)和發(fā)動機(jī)的主要結(jié)構(gòu)材料之一，主要用于制造航空發(fā)動機(jī)中的重要零部件和飛機(jī)機(jī)體結(jié)構(gòu)件[1-3]。為了滿足新型飛機(jī)和先進(jìn)航空發(fā)動機(jī)的設(shè)計需求，世界各國競相研制工作溫度可達(dá)600 ℃及以上的高溫鈦合金。目前，國外投入使用的典型高溫鈦合金有美國的Ti–1100合金、英國的IMI834合金以及俄羅斯的BT36和BT41合金等，國內(nèi)科研院所在600 ℃高溫鈦合金方面開展了大量研究[4-7]，自主研發(fā)的高溫鈦合金有Ti–55、Ti60、Ti600、Ti150等[8-11]。

Ti150合金離心葉輪鍛件研制過程中存在組織性能不均勻、鍛件力學(xué)性能離散性較大等問題，嚴(yán)重制約了材料的應(yīng)用，降低了發(fā)動機(jī)的安全可靠性。鍛件的顯微組織、性能不均勻不僅與等溫鍛造工藝有關(guān)，還與原材料組織均勻性有關(guān)，若原材料組織不均勻及工藝設(shè)計不合理，不均勻組織保留至鍛件中，會進(jìn)一步影響鍛件的質(zhì)量穩(wěn)定性。文中針對自主研發(fā)的Ti150合金離心葉輪鍛件研制過程中存在的問題，研究了Ti150合金棒材改鍛（反復(fù)鐓拔）工藝對組織、性能的影響，以期為該合金鍛件研制生產(chǎn)提供借鑒。

1 原工藝分析

原材料來自寶鈦集團(tuán)有限公司生產(chǎn)的230 mm規(guī)格Ti150合金棒材，用于制造棒材的鑄錠采用真空自耗電弧爐熔煉3次，最后1次熔煉穩(wěn)定階段的壓力不大于5 Pa。棒材化學(xué)成分如表1所示。利用金相法測得該合金的α+β/β轉(zhuǎn)變溫度為1 042 ℃。原材料低倍組織為模糊晶，如圖1所示，高倍組織的等軸初生α球化不明顯，再結(jié)晶不充分，初生α相為長條狀，體積分?jǐn)?shù)約為80%，如圖2所示。

表1 Ti150合金棒材的化學(xué)成分

Tab.1 Chemical components of Ti150 alloy bar wt.%

圖1 原材料的低倍組織

圖2 原材料的高倍金相組織

Ti150合金離心葉輪鍛件圖以及取樣位置如圖3所示，鍛件外徑最大尺寸為377 mm，高度為128 mm，未注公差為±1 mm，拔模斜度為7°，其余未注圓角半徑為5 mm。

鍛件原工藝如下：棒材下料（230 mm×180 mm）→兩端機(jī)加倒角20 mm→等溫模鍛（坯料加熱溫度1 002 ℃，終鍛溫度≥850 ℃，模具加熱溫度900 ℃，鍛造速率3～0.1 mm/s）→鍛件心部機(jī)加38 mm通孔→熱處理（1 017 ℃×4 h固溶后油冷，700 ℃×3 h時效后空冷）→粗加工→超聲波探傷→組織性能測試。

圖3 鍛件圖以及取樣位置示意圖（mm）

鍛件低倍組織如圖4a所示，高倍金相組織如圖4b所示，由圖4可知，鍛件低倍未見缺陷及清晰晶，呈現(xiàn)花樣紋特征，流線基本沿外廓分布，局部變形激烈，這種特征容易帶來性能上的差異。高倍金相顯微組織為典型雙態(tài)組織，初生α體積分?jǐn)?shù)約15%，如圖4b所示。鍛件按HB/Z 37[12]要求，采用水浸法超聲波探傷，當(dāng)量平底孔為0.8 mm，鍛件檢測結(jié)果未見單顯，其探傷雜波水平為0.8 mm–（12 dB）（即采用0.8 mm的平底孔進(jìn)行超聲波探傷，雜波噪音分貝為12 dB），低波損失≤6 dB。

圖4 鍛件金相組織

統(tǒng)計學(xué)中用變異系數(shù)CV表示一組相關(guān)數(shù)據(jù)的離散程度[13]，文中通過對鍛件不同位置的力學(xué)性能進(jìn)行統(tǒng)計，分析鍛件性能指標(biāo)CV值，各位置性能指標(biāo)如表2所示。目前航空類鍛件科研課題要求鍛件性能指標(biāo)CV值均小于3%，由表2可知，圖3中的1#、2#、3#、4#位置伸長率、斷面收縮率指標(biāo)的變異系數(shù)CV不符合要求，另外1#位置抗拉強(qiáng)度富裕量僅有5 MPa，Ti150合金離心葉輪鍛件抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度指標(biāo)的變異系數(shù)CV值小于3%，伸長率指標(biāo)的CV值為5.18%，斷面收縮率指標(biāo)的CV值高達(dá)8.51%，鍛件力學(xué)性能的均勻性需提升。

表2 各位置性能指標(biāo)

Tab.2 Performance index of each location

采用三維制圖軟件建立了坯料及模具有限元模型，如圖5所示，并通過Deform數(shù)值模擬軟件對坯料成形進(jìn)行數(shù)值模擬分析。將坯料視為塑性材料，模具視為剛性材料，采用四邊形單元對坯料進(jìn)行網(wǎng)格劃分，模擬相關(guān)參數(shù)如下：坯料溫度為1 002 ℃，模具加熱溫度為900 ℃，坯料網(wǎng)格數(shù)為30 000，剪切摩擦因數(shù)為0.3，熱交換系數(shù)為5 kW/(m2·K)，鍛造速率從3 mm/s逐漸減小至0.1 mm/s，鍛件最終應(yīng)變分布如圖6所示。由圖6可知，鍛件應(yīng)變分布不均勻，鍛件上端及下端面變形較小，應(yīng)變在0.2左右，而心部及外側(cè)區(qū)域應(yīng)變?yōu)?.67～1.3，變形不均勻且存在小應(yīng)變區(qū)域，達(dá)不到再結(jié)晶的條件，導(dǎo)致原材料低倍不均勻的組織保留到鍛件中，從而使鍛件不同區(qū)域的性能測試結(jié)果差異較大。

圖5 數(shù)值模擬模具示意圖

由于Ti150合金鍛件局部區(qū)域在模鍛成形過程中變形量較小，晶粒不容易破碎發(fā)生再結(jié)晶，因而保留了原材料微織構(gòu)，如圖7中的白色橢圓區(qū)域（電子背散射衍射EBSD測試取樣位置為圖3中的5#位置）所示，這類織構(gòu)類型屬于顯微組織的擇優(yōu)取向。

圖6 鍛件終鍛應(yīng)變分布

圖7 EBSD晶粒取向分布圖

2 工藝優(yōu)化

相變、再結(jié)晶和熱變形等因素會影響鈦合金織構(gòu)的形成和演變[14]，而鈦合金織構(gòu)會使局部趨于單晶特性，使鍛件在斷裂韌性、塑性等性能方面表現(xiàn)出各向異性，單一類型織構(gòu)處易萌生裂紋，導(dǎo)致鍛件提前失效，因此鍛件鍛造工藝必須考慮織構(gòu)的存在和消除方法。文中鍛件的顯微組織擇優(yōu)取向織構(gòu)可通過改鍛增大變形方式改善，從而獲得均勻細(xì)小、晶粒取向混亂的等軸組織。大量文獻(xiàn)資料表明[15-18]，晶粒細(xì)化主要發(fā)生在棒材開坯和改鍛過程，可通過對溫度和變形量進(jìn)行控制，從而影響合金的靜態(tài)和動態(tài)再結(jié)晶過程。為了改善鍛件組織均勻性并消除鍛件中的微織構(gòu)，需對棒材進(jìn)行多個方向鐓拔，增大變形量，提高變形畸變能，達(dá)到動態(tài)再結(jié)晶細(xì)化晶粒的目的。

優(yōu)化后的鍛造工藝如下：下料（230 mm× 185 mm）→端面機(jī)加倒角20 mm→棒材改鍛〔加熱溫度1 002 ℃，進(jìn)行拔長、倒棱、平頭并滾圓至直徑（170±5）mm×（335±15）mm，后再鐓粗至坯料高度=185 mm，終鍛溫度≥850 ℃，重復(fù)上述工序3次，最后進(jìn)行整形〕→中間坯機(jī)加（210 mm× 195 mm）→等溫模鍛（坯料加熱溫度1 002 ℃，溫度≥850 ℃，模具加熱溫度900 ℃，鍛造速率3～ 0.1 mm/s）→鍛件心部機(jī)加直徑（38±1）mm的通孔→熱處理（1 017 ℃×4 h固溶后油冷，700 ℃×3 h時效后空冷）→機(jī)加工→超聲波探傷→組織性能測試。

棒材在兩相區(qū)經(jīng)過3次反復(fù)鐓拔改鍛后，經(jīng)金相檢測，其低倍、高倍組織照片如圖8a和8b所示，低倍為模糊晶，高倍組織等軸初生α相球化較好，再結(jié)晶充分，初生α體積分?jǐn)?shù)約40%。

采用優(yōu)化工藝生產(chǎn)的Ti150離心葉輪盤鍛件實物如圖9所示，低倍測試結(jié)果如圖10所示，圖3中取樣位置1#、4#、5#區(qū)域的高倍組織照片如圖11所示，對應(yīng)的電子背散射衍射EBSD晶粒取向分布如圖12所示。圖3中取樣位置1#、2#、3#、4#區(qū)域的室溫力學(xué)性能測試、600 ℃高溫力學(xué)性能測試結(jié)果分別見表3—4。圖10—12表明，通過反復(fù)鐓拔的改鍛方式，可以有效消除原材料中的微織構(gòu)，使鍛件低倍組織均勻，不同區(qū)域高倍組織初生α相的體積分?jǐn)?shù)均控制在15%左右。

圖8 改鍛后組織

圖9 離心葉輪盤鍛件實物

圖10 優(yōu)化后的鍛件低倍組織

圖11 不同取樣位置處的高倍組織照片

圖12 EBSD晶粒取向分布圖

由表3可知，鍛件室溫拉伸的抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度、伸長率及斷面收縮率等指標(biāo)的變異系數(shù)CV值分別為1.13%、0.68%、2.91%、2.51%。與優(yōu)化前相比，變異系數(shù)CV值大幅度降低，Ti150鈦合金離心葉輪鍛件不同部位性能差異大及1#區(qū)域強(qiáng)度富裕量偏低的問題得到了改善。

采用優(yōu)化工藝生產(chǎn)的Ti150合金離心葉輪鍛件，按HB/Z 37要求，采用水浸法進(jìn)行超聲波探傷，當(dāng)量平底孔選用0.8 mm時，鍛件檢測結(jié)果未見單顯，其探傷雜波水平為0.8 mm–（21 dB），低波損失≤6 dB，與工藝優(yōu)化前相比，雜波降低了9 dB。雜波水平的高低與材料顯微組織密切相關(guān)，雜波是組織不均勻的反應(yīng)[19]，由此可知，Ti150合金原材料改鍛對鍛件組織均勻性有較大的改善作用。

表3 室溫拉伸性能

Tab.3 Tensile property at room temperature

表4 600 ℃高溫拉伸性能

Tab.4 Tensile property at 600oC high temperature

3 結(jié)論

1）采用兩相區(qū)改鍛（反復(fù)鐓拔）+等溫鍛方案生產(chǎn)的Ti150鈦合金離心葉輪鍛件力學(xué)性能優(yōu)異，各部位力學(xué)性能均滿足要求，且室溫拉伸性能、高溫拉伸性能均具有較大的富余量，鍛件不同區(qū)域的抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度、伸長率及斷面收縮率等指標(biāo)的變異系數(shù)CV值均小于3%。

2）改鍛（反復(fù)鐓拔）有利于消除Ti150鈦合金原材料中的微織構(gòu)，可改善鍛件組織均勻性，達(dá)到降低探傷雜波的目的。

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Process Optimization of the Ti150 Alloy Centrifugal Impeller Forging

XIA Chun-lin1, YE Jun-qing1, YE Kang-yuan1, LI Wen-yuan2, ZHAO Zi-bo2, WANG Hai-Ju1

(1. Guizhou Anda Aviation Forging Co., Ltd., Guizhou Anshun 561005, China; 2. Institute of Metal Research, CAS, Shenyang 110041, China)

The paper aims to resolve the macrostructure nonuniformity under low magnification and high discreteness of the mechanical property for Ti150 alloy centrifugal impeller forging. The metallographic image analysis, electron backscatter diffraction (EBSD) and Numerical simulation software (DEFORM) were used to analyze the strain distribution and the microstructure characteristics of the forging, so that the reasons and solutions of the macrostructure nonuniformity under low magnification and high discreteness of the mechanical property were explored. The deformation process (substituting forging) from round bar, hexagonal bar, to round bar was realized by means of hexagonal drawing, chamfering, flat head and rolling, which were repeated three times to make deformation of each part of the bar uniform and eliminate its microtexture. The results showed that the microtexture was eliminated, macrostructure nonuniformity under low magnification was improved, and the integral microstructure uniformity was increased, which proved that the substituting forging for the bar is an important method to control the high discreteness of the mechanical property of the forging. The microstructure uniformity of the intermediate billet is the main factor on the macrostructure nonuniformity under low magnification and high discreteness of the mechanical property. By adopting the substituting forging for the bar, the Ti150 alloy centrifugal impeller forging can be produced with excellent microstructure and mechanical properties, which can meet corresponding technical requirements.

Ti150 alloy; centrifugal impeller; substituting forging; electron backscatter diffraction

10.3969/j.issn.1674-6457.2022.06.012

TG146.23

A

1674-6457(2022)06-0086-07

2021–09–18

夏春林（1986—），男，碩士，高級工程師，主要研究方向為難變形合金等溫鍛造。

責(zé)任編輯：蔣紅晨