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稀有金属2019年第1期

锻造工艺对BTi20合金组织和力学性能的影响

王庆娟 双翼翔 孙亚玲 王文 王伟

西安建筑科技大学冶金工程学院

摘 要：

合理的锻造工艺能显著影响β钛合金的组织和性能。利用金相显微镜 (OM) 、扫描电镜 (SEM) 和显微硬度计研究了β锻造、α+β锻造两种工艺对新型β钛合金BTi20的显微组织和室温拉伸性能的影响。结果表明:β锻合金的锻态组织为均匀的等轴β晶粒, α+β锻合金的锻态组织为等轴初生α相和β相, 两种合金锻态的强度均在1500 MPa级以上, 伸长率7%左右;相变点下固溶后, 两种合金中均析出了等轴状初生α相, β锻合金中初生相的体积分数高于α+β锻合金, 且分布更均匀, 相变点上固溶后, β锻合金中的晶粒平均尺寸大于α+β锻合金, 前者强度高于后者, 塑性反之;相变点下固溶时效后, β锻合金中短棒状的初生相分布更均匀, 次生相尺寸更细小, 强度高于两相锻合金, 但塑性较低;相变点上固溶时效后, α+β锻合金的网篮组织更均匀, 强度高于β锻合金, 塑性相差无几, 即固溶时效处理后, α+β锻合金的强塑性匹配优于β锻合金。

关键词：

BTi20钛合金;锻造工艺;热处理;显微组织;力学性能;

中图分类号： TG316;TG146.23

作者简介：王庆娟 (1973-) , 女, 辽宁大连人, 博士, 教授, 研究方向:钛合金;电话:13992855295;E-mail:jiandawqj@163.com;

收稿日期：2018-04-09

基金：国家重点研发计划项目 (2017YFB0306200);陕西省工业科技攻关项目 (2016GY-207) 资助;

Process on Microstructure and Mechanical Properties of BTi20 Titanium Alloy with Two Forging Processes

Wang Qingjuan Shuang Yixiang Sun Yaling Wang Wen Wang Wei

College of Metallurgical Engineering, Xi'an University of Architecture and Technology

Abstract：

Reasonable forging process could significantly affect the microstructure and mechanical properties of beta titanium alloy. The effects of β forging process and α+β forging process on the microstructure and room temperature tensile properties of a new β titanium alloy BTi20 were studied by metallographic microscope (OM) , scanning electron microscope (SEM) and microhardness tester. The results showed that the forged microstructure of β forging alloy has uniform equiaxed β grains, and the α+β forging alloy was equiaxed primary α and β phases. The strength of the two alloy was above 1500 MPa and the elongation was about 7%. After solution below the transformation point, the equiaxed primary α phase was precipitated in both alloys. The volume fraction of primary phase in β forging alloy was higher than that of α+β forging alloy, and the distribution was more uniform. After solution above the transformation point, the average grain size in β forging alloy was larger than that of α+β forging alloy. The strength of the former was higher than that of the latter, whereas the plasticity was not. After the (α+β) solution and aging treatment, the distribution of the primary short-rod α phase in β forging alloy was more uniform, and the size of the secondary α phase was smaller and the strength was higher than that of the α+β forging alloy, but the plasticity was lower. After the β phase zone solution and aging treatment, α+β forging alloy has more uniform basket weave microstructure and higher strength than the β forging alloy. But the plasticity was almost the same. That is, after the solution and aging treatment, the strength and plasticity of α + β forging alloy was better than that of β forging alloy.

Keyword：

BTi20 titanium alloy; forging process; heat treatment; microstructure; mechanical properties;

Received： 2018-04-09

β钛合金具有韧性好、 模量低、 易锻造及冷/热加工性能优良等特点, 可通过合适的热处理工艺获得较高的强塑性匹配, 目前主要用来代替高强结构钢, 在飞机、 火箭、 高速飞行器中获得了广泛应用 ^[1,2,3,4] 。 随着航空工业不断发展, 零部件逐渐朝着高性能-大型-整体化方向发展, 这成为了飞行器减轻重量、 提升性能和安全可靠性的重要发展方向, 也使得零部件对强塑性指标的要求越来越高 ^[5] 。 在钛合金热加工领域, 由于受到钛合金物理性质及熔炼技术的限制, 锻造仍是使用最广泛和最有效的方法 ^[6] 。 常见的锻造工艺包括β锻和α+β锻。 两相锻锻件通常具有较高的室温强度和良好的塑性, 但断裂韧性和高温性能较差; 而经β锻后, 提高了断裂韧性和抗蠕变性能, 但塑性和热稳定性降低, 会出现“β脆性”和组织遗传性。 实际生产中, 两相锻技术成熟、 操作简单、 成本较低, 而β锻造生产效率高、 变形抗力小、 锻件精密性高。 选择合适的锻造工艺, 不仅要考虑提高合金的可锻性和降低变形抗力, 还要考虑锻件的组织形态和保障其具有优良的力学性能以满足应用条件 ^[7] 。 近年来, 诸多学者研究了锻造工艺对钛合金组织和性能的影响 ^[8,9,10] 。 王欢等 ^[11] 总结了锻造工艺对高强韧钛合金组织和性能的影响发现, 通过α+β锻造富β两相钛合金, 在片层组织中引入位错、 滑移和孪晶等缺陷, 加快了片状α相变成球状, 达到晶粒细化, 使力学性能提高, 而亚稳β钛合金在锻造时通过连续动态再结晶和不连续动态再结晶使组织明显细化; 霍利瑞 ^[12] 研究β20C钛合金发现在进行两相区大变形量锻造能明显改善锻件的不均匀性, 提升锻件强度; 袁士翀等 ^[13] 发现β锻造TC17能获得网篮组织, β晶粒尺寸、 次生相的编织程度、 α集束尺寸都会对合金的室温拉伸性能有较大影响。 本文研究了新型β钛合金BTi20经β锻造和α+β锻造后的组织与力学性能, 分析讨论了不同锻造工艺对BTi20合金组织及性能的影响, 为该合金的生产应用提供一定参考。

1 实 验

实验材料为自主研发的新型钛合金BTi20, 名义成分为Ti-3Al-8V-4Mo-2Cr-2Zr-0.5Nb-0.5Fe (%, 质量分数) ^[14] 。 采用真空自耗电弧炉经3次熔炼得到铸锭, 平均化学成分如表1所示。 通过β稳定系数 (K_β) 和钼当量 ([Mo]_eq) 公式, 计算得该合金的K_β=1.33, [Mo]_eq=14.2, 属于近β型钛合金。 由计算法和金相法确定该合金的相变温度为780 ℃。 铸锭共进行7火次锻造, 始锻温度为1150 ℃, 终锻温度分别为β相区820 ℃、 两相区740 ℃, 锻后空冷, 最终得到边长90 mm的方形棒材。

表1BTi20钛合金的化学成分

Table 1Chemical composition of BTi20 titanium alloy (%, mass fraction)

Al	V	Mo	Cr	Zr	Fe	Nb	Ti
3.38	8.48	4.15	2.16	1.99	0.53	0.45	Bal.

实验分别从β锻、 α+β锻后的方形棒材上切取金相、 拉伸试样, 并进行固溶时效热处理。 固溶温度分别选取相变点下750 ℃、 相变点上800 ℃, 固溶时间为30 min, 时效温度分别选取480, 510, 540 ℃, 时效时间为8 h, 均采用空冷的冷却方式。 热处理设备为CWF1100电阻式加热炉。 金相试样经机械磨样抛光后腐蚀, 腐蚀液配比为HF∶HNO₃∶H₂O (体积比) =2∶1∶47, 在OLYMPUS PMG3型倒置式金相显微镜 (OM) 和JSM-6700F冷场发射扫描电子显微镜 (FESEM) 下观察组织。 室温拉伸试验在INSTRON1185万能拉伸试验机上进行。

2 结果与讨论

2.1锻造工艺的对固溶组织的影响

不同锻造工艺下BTi20钛合金的原始组织如图1所示。 经两相区锻造后, 组织中多数β晶粒破碎, 依稀可见少量晶界, 大量细小等轴的初生α相弥散分布在基体上; 而经β锻造后的组织发生了再结晶, 等轴状的β晶粒晶界完整平直, 平均晶粒尺寸约为138 μm, 晶内还明显残留着形变孪晶。

不同锻造工艺和固溶温度下的BTi20钛合金的组织如图2所示。 从图2 (a, b) 可看出, 经750 ℃固溶处理后, 两种工艺下的合金组织中都存在大量等轴或短棒状的α相, 分布于晶内和晶界上, α相的体积分数、 形貌、 尺寸都会对合金的力学性能产生较大影响 ^[15,16] 。 在相同固溶条件下, 经两相区锻造后的组织中除了锻造后残留的初生α相, 又析出了部分α相, 而经β锻后的组织在固溶后析出了大量初生α相, 且其含量明显大于两相区锻造后的初生α相含量。 经800 ℃固溶处理后, 如图2 (c, d) 所示, 由于发生了相变再结晶, 合金中初生α相全部消失, β基体重新形核长大, 生成了晶界平直且完整的等轴β晶粒。 在相同固溶条件下, 经β锻造和两相区锻造后平均晶粒尺寸分别为167, 117 μm, 结合图1, 说明初生α相的存在能有效阻止了β相的长大 ^[17] 。 不同锻造工艺下, 合金的固溶组织中初生相的形貌、 体积分数和晶粒大小不同; β锻合金中析出了更密集的初生α相, 但其多呈等轴状, 且尺寸明显小于两相锻合金组织中的初生相尺寸。

图1 不同锻造工艺下的显微组织

Fig.1 Microstructure of different forging processes (a) α+β forging; (b) β forging

2.2 锻造工艺对时效组织的影响

两种锻造合金经不同固溶温度+510 ℃时效 8 h后的SEM组织如图3所示。 观察图3 (a) , 经750 ℃固溶处理后的两相锻合金组织中存在大量短棒状的初生α相, 平均晶粒尺寸约为0. 9 μm, 部分初生α相沿晶界析出, 断断续续连接着长条状, 且周边弥散分布着尺寸细小的针状次生α相; 经800 ℃固溶处理后 (图3 (c) ) , 组织中能观察到部分β晶界, 初生相消失, β晶界和晶内部密集析出了细长的薄片状次生α相, 部分大尺寸次生相沿晶界析出, 向晶内平行生长, 且与晶界垂直, 还有部分小尺寸次生相从晶界沿一定角度生长, 纵横交错, 具有一定的取向。 观察图3 (b, d) , 发现β锻合金基体上都析出了大量次生相, 经750 ℃固溶处理后的组织中存在短棒状的初生α相, 平均尺寸为1.7 μm, 还有少量等轴状初生α相, 平均尺寸为350 nm, 基体上还弥散地分布着细小的次生α相。 经800 ℃固溶处理后的组织中没有初生α相, 大量针状次生α相在β基体上均匀析出, 相之间互成60°夹角, 以“轮胎花纹”的形式在β晶内生长。 两种锻造合金在经固溶时效处理后, 随固溶温度升高, 组织中的初生α相逐渐溶解, 未转变的β基体含量饱和度增加, 从而增大了析出次生相的驱动力, 使得800 ℃固溶处理后次生相比750 ℃的尺寸更大。

图2 不同锻造工艺和固溶温度下的显微组织

Fig.2 SEM images of microstructure of different forging processes and solution temperatures (a) α+β forging, 750 ℃; (b) β forging, 750 ℃; (c) α+β forging, 800 ℃; (d) β forging, 800 ℃

图3 不同锻造工艺下合金经不同温度固溶+510 ℃时效后的SEM组织

Fig.3 SEM images of alloy after different solution temperature and aging at 510 ℃ (a) α+β forging, 750 ℃; (b) β forging, 750 ℃; (c) α+β forging, 800 ℃; (d) β forging, 800 ℃

整体来看, 合金经低温固溶+时效处理后, 相比β锻合金, 两相锻合金中初生相的体积分数更高且形貌不一, 析出的次生相也更密集, 这是因为低温固溶后形成了初生相, 大量β相稳定元素富集, 提高了β相的稳定性, 使得析出次生相的相变驱动力变小, 形成了小尺寸的次生相, 但β锻合金中短棒状的初生相分布更均匀; 而合金经高温固溶+时效处理后, β锻合金经高温固溶后形成了完整的β晶粒, 次生相形核位置较少, 更有利于形成大长宽比的针状α相, 两相锻合金中形成了均匀的网篮组织。

2.3 锻造工艺对力学性能的影响

图4是合金锻态、 固溶态、 时效态试样的室温拉伸性能图。 可看出, 不同锻造工艺下合金的锻态性能均为强度高而塑性较差, 经固溶处理后, 合金的强度降低而塑性提高, 且β锻合金的抗拉强度均高于两相锻合金, 而塑性低于两相锻合金。 这是因为锻造后的合金内部存在着大量的缺陷, 这在增加了强度的同时大大降低了塑性; 之后的固溶处理消除了组织中残留的缺陷, 在降低强度的同时显著提高了塑性。 β锻合金经750 ℃固溶后组织中具有强化作用的初生α相含量明显高于两相锻合金 (图2) , 即β锻合金强度高于两相锻合金; 此外, β锻合金组织织中的初生相多呈等轴状, 而两相区锻合金中则包含了大量长条状的初生α相, 其等轴状初生α相的体积分数要明显小于前者, 相比与长条状初生α相, 等轴状的初生α相能显著提高合金的塑性, 因此, β锻合金在经750 ℃固溶后的伸长率要大于α+β锻合金。

观察两种锻造合金的时效态力学性能发现, 低温固溶后, 随时效温度升高, 合金强度降低而塑性升高, 即时效温度从480 ℃升高至540 ℃, 强度由1500 MPa级将至1300 MPa级, 而伸长率由5%升高至14%; 且β锻合金的抗拉强度均高于两相锻合金, 而塑性低于两相锻合金; 高温固溶后, 合金强度随时效温升高而先降低后升高, 塑性反之, β锻合金的强度低于两相锻合金, 塑性相差无几。 随时效温度升高, 基体中析出的次生相析出减少、 尺寸开始增加, 分布也会变得不均匀, 弥散作用减弱, 并且无析出区会使得晶界弱化, 致使合金的强度降低而伸长率增大 ^[18] 。 相比于两相锻合金, β锻合金在750 ℃固溶处理后的抗拉强度大于两相锻合金, 塑性小于两相锻合金, 而800 ℃固溶处理后的合金抗拉强度和伸长率均小于两相锻合金, 但相差不大。 观察图3, 相变点下固溶后, β锻合金中初生相分布更均匀, 次生相尺寸更细小, 因为合金在高层错能状态下依靠位错形成小角度晶界供次生相形核, 从而形核位置更多、 尺寸更细小, 强化作用更强, 故强度高于两相锻合金。 而相变点上固溶处理后的β锻合金组织中次生相多呈纵横交错、 互成角度, 能强烈的影响位错滑移, 由于位错不易穿过相界面, 而引起了局部应力集中, 导致了强度和塑性都下降, α+β锻合金的网篮组织更均匀。 总体来看, 在相同热处理条件下比较两种工艺下合金的室温拉伸性能, α+β锻合金的强塑性匹配较优于β锻合金, 均在800 ℃固溶+510 ℃时效条件下具有良好的强塑性匹配。

图4 合金的室温拉伸性能

Fig.4 Room temperature tensile properties of alloy (a) Forged and solution; (b) After solution at 750 ℃ and aging; (c) After solution at 800 ℃ and aging

3 结 论

1. β锻合金的原始组织为均匀的等轴β晶粒; α+β锻合金的原始组织为等轴初生α相和β相, 晶粒破碎; 两种合金锻态的力学性能相差无几, 强度均在1200 MPa级以上, 伸长率7%左右。

2. 固溶处理后, 相比α+β锻合金, β锻合金中析出了更密集细小的等轴初生α相、 β晶粒平均尺寸更大, 强化作用更大, 合金的强度大于α+β锻合金, 塑性反之。

3. 相变点下固溶时效处理后, α+β锻合金中初生相呈短棒状, 部分沿晶界析出连接成长条状, 体积分数高于β锻合金, 但后者中的短棒状初生相分布更均匀、 次生相尺寸更细小, 弥散强化效果更明显, β锻合金强度高与两相锻合金, 相变点上固溶时效处理后, β锻合金中析出的次生相呈细针状, 互成60°夹角, 两相锻合金中为网篮组织, 强度更高, 综合考虑, 固溶时效处理后, α+β锻合金的强塑性匹配优于β锻合金。

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