TA15钛合金的显微组织和力能性能在旋压变形下的效应摘要：TA15合金的管状工件在CNC旋压机上进行热旋压，对其显微构和力学性能在热旋压和热处理过程中进行观察和纺管测试。结果显示：伴随旋压 道次的增加，纤维的微观组织逐渐形成轴向方向，周围的微观组织也明显沿 圆周方向伸长。同时，抗拉强度增加但其伸长率不但在轴向方向而且在圆周 方向减少。当壁厚的变薄率升至接近或超过40%时，其抗拉强度增加和伸长率减少的速度越来越快，这意味着钛合金的管状工件通过强力旋压能被双向 强化。TA15合金旋压件的塑性能够通过用轻度减小抗拉强度的方法在不高于 再结晶温度时退火处理提高。关键字：TA15合金；热旋压；显微结构的变化；力学性能；退火1. 引言随着航空航天工业的发展，对结构部件的高强度和低质量的要求越来越高，例如大型薄壁钛合金旋转工件有高的比强度，良好的耐腐蚀和适中的热稳 定性1-4。目前，这种工件主要通过板料的滚焊生产，焊缝存在于轴向方向可能 减小筒形工件径向方向的强度。强力旋压是其中生产筒形工件最有效的工艺之 一，这种工艺的成形精度不小于筒形工件机械加工，材料利用率和机械性能也优 于机械加工5-8。此外,如同金属在强力旋压过程的轧制变形作用下一样，钛合金 的微观组织和机械性能被明显的改善9-13。CHANG9-10研究了 2024和7075 铝合金在旋压过程中微观组织的演化和其在微可纺性下显微结构的效应，获得了合理的包括用旋压和高韧性热处理制作薄壁管的工艺方法。RAJAN11进行AISI 4130钢管的强力旋压实验和建立了纺成工件，筒形毛坯和旋压工艺参数之 间机械性能的关系，并且通过控制管坯的初始结构明显提高了压力室的机械性 能。然而并没有系统地研究钛合金筒形工件在热旋压过程中的微观结构和组织 性能。在当前工作中，TA15合金筒形工件的热旋压实验在 CNC旋压机上进行，同 时旋压件在热旋压和退火处理过程中的微观结构和机械性能进行研究。揭示了旋压件的微观组织和机械性能在旋压变形时的效应，并且获得了正确的热处理TA15合金旋压件的方法该研究对钛合金薄壁筒形工件在复杂应力和大内部应 力工作条件下的应用有所帮助。2 实验2.1实验材料在热旋压实验中，使用的是中国宝鸡有色金属研究院生产的直径为120mm的TA15钛合金轧制棒材。TA15是一种接近含量类似于俄罗斯 BT20 合金的高铝a合金，其化学成份在表1列出。TA15合金由于其高强度、良好 的耐腐蚀抗蠕变性能以及良好可焊性使其成为航空航天工业中一种重要的结 构材料14。然而，这种合金在常温下的低可塑性和高温下的热敏感性导致其可 锻性差以及锻造温度范围窄。2.2实验步骤TA15合金的热旋压实验在 CNC旋压机上进行，棍子轨道能在设备上的 CAD系统上灵活编程。旋压实验所用的管坯由 TA15合金的热轧制棒材加工 得到，如图1所示。根据15,在低于600-700oC温度范围下使TA15钛合金在小 塑性变形或强封闭变形作用下进行局部少量塑性变形是可行的，例如板料弯曲和流动旋压。因此筒形工件在强力旋压过程中其旋压温度控制在600-700oC温度范围内。在旋压实验进行前，心轴和管坯分别被预热到350OC到650 oC之间。在管材旋压过程中，管坯通过红外辐射温度表监控用喷灯加热使其温 度维持在TA15合金必须的范围内。此外，对TA15合金旋压件进行热处理是为了研究退火处理对其微观结构和力学性能的影响以及获得合适的退火处理工艺。2.3组织分析和力学性能测试的方法沿轴向和径向将旋压件分段并观察 TA15合金在热旋压和热处理过程中 的微观结构。试样由3%HF-1O%HN03-H组成的溶液腐蚀用以进行光学金相分 析。对筒形工件进行机械加工形成的试样做抗拉实验，如图2所示。轴向试样直接在INSTRON5569测试机上进行拉伸试验。鉴于拉伸试验的表面形状， 应使轴向试样的末端变平使试件能被扣紧。为了更准确地测试筒形工件的径向力学性能，中国标准拉伸试验GB/T17104-1997中的测试方法在目前的工作中被改进， 如图3所示。图3(a) 所示的环状试样拉伸试验示意图(GB/T17104-1997),其环状试样将被拉伸成弯道形状并且在伸长区域发生大塑性变形。因此，在圆形工件上把两半块设 计成起相反于拉伸作用替代品的拉深杆(图3(b)。在此情况下，塑性变形集中在筒形工件的伸长区域，它的旁边只发生小塑性变形，因此测试结果将有 效地改进。图4所示的轴向和径向拉伸示意图，其尺寸列举于表2。3.结果和讨论筒形旋压的整个过程分五个道次完成，累计变薄率达 80.9%.各道次分配 的设计方案列于表3。经过热旋压后，筒形工件在700C和830C分别进行60 分钟的退火处理。3.1TA15合金在热旋压和退火处理过程中的微观组织演化图5所示为TA15合金滚转棒材的初始结构。其轴向显微结构形态包含在轧 制变形作用下主要沿轴向伸长的棒状晶粒（图 5（a），但是其横向显微结构的 分布却较为随机（图5 （b）。随着强力旋压过程的进行，壁厚的压下率和显微组织逐渐增加和细化。在经过旋压第二道次变薄率接近40%B,其微观组织结构开始显著的细化，但 并没有均匀地沿壁厚方向细化（图 6）。在大塑性变形的作用下，在外层接触 轧辊的微观组织结构变换成轴向的纤维形貌 （图6（a）.尽管沿轴向方向伸长， 但在内层接触芯棒的区域由于变形小其微观组织结构还是粗大的（图6 （b）。然而，在横切面没有显著的沿径向的微观组织结构的变化（图6 （c）和（d）。当旋压过程进行到第五道次变薄率超过 80%寸,旋压工件由于剧烈的塑性变形 其微观组织结构在变形区域得到全面均匀得细化（图7）。不仅轴向的纤维微观结构变得细小而均匀，其横向组织在径向方向也变得取向一致了。结果表 明在强力旋压过程中轧辊在变形区有双向轧制的效果，并且这个轧制效果在 轴向要比在径向显著的多。经过热旋压以后，旋压件的微观组织结构和机械性能由退火处理进行控 制。图8显示了 TA15合金旋压件在退火处理温度分别为 700 oC和830 oC 退火60分钟时显微组织结构的差异之处。 如图8中的说明，在700 oC时，不管 在轴向方向还是在径向方向，TA15合金旋压件的显微结构组织没有明显的形貌变化（图8 （a）和（b）.当退火温度在83OoC0寸，纤维微观结构破裂成大量 的小晶粒，清楚地显示在轴向和径向的光学照片上（图8（c）和（d）。结果表明，在退火温度为700oC寸，TA15合金旋压件的微观显微结构的主要演化机 制为静态回复，而在温度为83OOC0寸，静态再结晶导致了其纤维显微组织的破 碎。3.2 TA15合金在热旋压和退火处理过程中的机械性能在强力旋压过程中，TA15合金微观组织的演变会引起其力学性能的变化， 进而可能影响旋压工件的使用性能。因此，有必要研究旋压件在强力旋压和 热处理过程中力学性能的变化。图9显示了旋压件随着旋压道次上升时 径向 拉伸强度6和伸长率5的变化状况。正如在图9看到的，径向拉伸强度和 伸长率会伴随着壁厚变薄率的增加而增加和减小。当变薄率接近或超过 40%寸，拉伸强度和伸长率由于纺成纤维结构的明显细化而快速增加和减 小。图10显示了 TA15合金的拉伸强度和伸长率在不同的微观结构状态 下的测试结果。相比于这些从管坯切割的初始试样，最终旋压件的轴向 的拉伸强度6和伸长率5分别增长了 22.2%和减少了 18.0%,而其径向的 拉伸强度6和伸长率5却增长了 14.9%和减少了 53.5%。因此，旋压变 形由于其双向轧制效应能双向强化筒形工件的机械性能，这在轴向方向 更明显于径向方向。同时不但在轴向方向而且在径向方向减小了材料的 塑性，但是其塑性在轴向方向减小的较慢。经过700 C的退火处理之后，最终旋压件的伸长率在轴向方向增长了15.3%从10.49%增长到到12.1%，在径向方向增长了 33.4%从4.04%增长到5.39%。旋压件的 拉伸强度在轴向方向仅仅减小了 4.7%由1192MP变为1136，在径向方 向减小了 5.0%由1140MP变为1083MP.然而，不仅旋压件的拉伸强度 而且伸长率在热处理温度为 830 C时明显地小于700Co因此，热处理温度对TA15合金旋压件的力学性能有重要影响。当热处理温度在700 C时，纺成微观组织的静态回复可以有效释放旋压件的 残余应力和改善其塑性性能，并且仅轻度降低其拉伸强度。然而，TA15合金在830C时的静态再结晶可以使其纤维微观结构破裂成小的等族晶 粒，这将导致拉伸强度和伸长率的降低。因此，TA15合金的旋压件应该在低于再结晶温度的温度下进行退火处理以获得高强韧性。4 结论1）环形试样的拉伸试验方案通过两个半圆模块取代拉深杆的方法可以降 低由于在圆形试样计量长度旁边区域的大塑性变形而造成的影响使实验结果 被改善。2）随着旋压道次的增加，纤维的微观组织结构沿轴向逐渐生长而径向微 观组织结构沿径向伸长。同时在轴向方向和径向方向发生拉伸强度的增加和 伸长率的减小。当壁厚的变薄率接近或超过 40%寸，拉伸强度的增加和伸长率 的减小由于旋压纤维组织结构的明显细化变得越来越快。这意味着钛合金的 筒形工件能够通过强力旋压的双向轧制作用双周强化。3 ） TA15合金旋压件的塑性可以通过轻度降低拉伸强度并伴随在不高于 再结晶温度时的热处理得到改善。