TB17鈦合金高溫壓縮變形行為

朱鴻昌,羅軍明,朱知壽

（1.南昌航空大學 材料科學與工程學院，南昌 330063；2.中國航發北京航空材料研究院 先進鈦合金航空科技重點實驗室，北京 100095）

鈦合金具有密度小，比強度高，耐蝕性好等優異特性，廣泛應用在航空、航天、航海及化工等領域。為滿足新一代飛機和高性能航空發動機的長壽命與高減重設計需求，對輕質高強材料提出了更高的要求[1-4]。TB17鈦合金是我國自主研發設計的新型亞穩β型超高強韌鈦合金，通過合適的固溶強化處理，強度可達1350 MPa以上，并具有較好的強度-塑性-韌性匹配，可用于制造大型結構鍛件等。

鈦合金由于其獨特的結構特性，在高溫下很難發生動態再結晶，國內外對亞穩β鈦合金的動態再結晶行為進行過大量研究。Fan等[5]研究了Ti-7333鈦合金熱壓縮變形行為，表明在單相區較高溫度和較低的應變速率條件下易發生動態再結晶；Hua等[6]在研究Ti-5553時得出類似的結論，然而在較大的變形量和較高的應變速率下易產生絕熱剪切帶[5,7-8]，通過建立本構模型和熱加工圖能夠有效地優化工藝參數[9-10]。本構模型的精度直接影響材料相關計算結果的準確度，因此我國學者通過多種方法來建立鈦合金的本構模型。楊建輝等[11]針對TC4-DT鈦合金在不同應變下的應力值，建立了溫度-應變速率-應變量之間的本構關系，誤差分析結果表明該方法建立的本構模型具有較高的精確度。陳海生等[12]基于BP網絡對Ti-6 Al-3 Nb-2 Zr-1 Mo合金等溫壓縮流變應力進行預測，結果與實驗結果十分接近，具有非常高的準確度。

目前，國內對TB17鈦合金熱變形特征的研究報道較少，本工作主要研究TB17鈦合金熱壓縮過程中的高溫變形行為，建立Arrhenious本構方程，分析熱變形過程中動態再結晶行為。

1 實驗材料與方法

所用材料為中國航發北京航空材料研究院研制的TB17鈦合金，名義成分為Ti-6.5 Mo-2.5 Cr-2 Nb-1 Sn-1 Zr-4 Al，鍛件的原始組織如圖1所示，可以看出顯微組織為典型的雙相組織，初生α相呈細小短棒狀，采用金相法測得其相變點約為845 ℃。

實驗在Gleeble-3800熱模擬試驗機上進行，試樣尺寸為φ8 mm × 12 mm的圓柱體，表面光亮且無氧化層。試樣兩端墊上石墨，以減少壓頭與試樣之間的摩擦力；表面焊接熱電偶，反饋實驗過程中溫度的變化。采用電阻加熱，升溫速率10 ℃/s，保溫時間10 min，壓縮結束后及時水淬，以保留高溫變形后的組織。變形溫度為860 ℃、890 ℃、920 ℃、950 ℃、980 ℃，應變速率為0.001 s-1、0.01 s-1、0.1 s-1和1 s-1，最大變形量為70%。壓縮后的試樣用線切割沿軸向切開后進行金相制樣，試樣用Kroll腐蝕劑進行腐蝕，腐蝕劑體積比為HF∶HNO3∶H2O =1∶2∶7，用Leica DMI 3000 M型臥式金相顯微鏡觀察金相組織。

圖1 TB17鈦合金原始組織Fig. 1 Original microstructure of TB17 titanium alloy

2 實驗結果與分析

2.1 應力-應變曲線

圖2為TB17鈦合金在變形溫度為860～980 ℃、應變速率為0.001～1 s-1的應力-應變曲線。曲線在開始階段為彈性形變，即應變量很小的情況下，流變應力隨應變的增加急劇上升，此時加工硬化在變形初始階段占主導地位。當應變不斷增加，開始出現一個不連續屈服點，不連續屈服現象在很多鈦合金中都出現過。如TB6[13]、Ti5553[6]、Ti55511[14]等。不連續屈服現象主要是由于可動位錯在晶界處快速增殖所引起的[15]。隨著應變的增加，流變應力開始下降并基本保持水平，此時加工硬化和動態軟化達到平衡。值得注意的是，應變速率較高時，應力-應變曲線均呈現一個較寬的峰，這可能與動態再結晶的發生和局部溫升效應有關[16]。

2.2 熱變形參數對顯微組織的影響

2.2.1 變形溫度對顯微組織的影響

圖3為TB17鈦合金峰值應力隨溫度的變化規律。從圖3可以看出，當應變速率一定時，在β相區熱變形，隨著變形溫度的升高，峰值應力在不斷地降低。王哲等[17]研究了TB17鈦合金在α + β相區熱變形時流變應力與變形參數間的關系，結果表明隨著變形溫度升高，流變應力隨之降低；這是由于在α + β相區熱變形時，隨變形溫度升高，初生α相對位錯運動的阻礙作用逐漸減弱。而在β相區熱變形時發生了動態回復和動態再結晶，單位時間內位錯消耗的數量隨著變形溫度的升高而增加，從而使流變應力降低。

圖2 TB17鈦合金不同溫度下應力-應變曲線Fig. 2 Stress-strain curves of TB17 titanium alloy at different temperatures （a）860 ℃；（b）890 ℃；（c）920 ℃；（d）950 ℃；（e）980 ℃

圖3 TB17鈦合金峰值應力、變形溫度和應變速率的關系Fig. 3 Relationship between peak stress， deformation temperature and strain rate of TB17 titanium alloy

圖4為應變速率為0.001 s-1，真應變為0.69，不同變形溫度下的顯微組織照片。從圖4觀察到發生了動態再結晶。當變形溫度為860 ℃時，動態再結晶分數及晶粒尺寸較小，約為30～50 μm。當變形溫度在890～980 ℃區間，主要發生以亞晶轉動合并的連續動態再結晶，隨著變形溫度的升高，動態再結晶晶粒尺寸不斷增大，動態再結晶分數增加。當變形溫度超過980 ℃，組織為粗大的等軸β晶粒[18]。這是因為當變形溫度升高，晶界遷移速率加快，從而加速了動態再結晶晶粒的長大過程。

2.2.2 應變速率對顯微組織的影響

圖5為TB17鈦合金熱變形應變速率對流變應力的影響。由圖5看出，隨著應變速率的增加，合金的流變應力均增大。這是因為在高應變速率下，變形時間短，動態回復和動態再結晶過程不能充分地進行，加工硬化導致位錯增殖的速率大于發生動態回復和動態再結晶位錯抵消的速率，因此材料內部位錯密度隨應變速率的增加而增大，從而使得流變應力升高。

圖6為變形溫度為950 ℃不同應變速率下的TB17鈦合金顯微組織。在0.001～0.01 s-1的低應變速率范圍內時（圖6（a），（b）），合金以連續動態再結晶為主。在0.1～1 s-1的較高應變速率范圍時，主要發生不連續動態再結晶（圖6（c），（d）），在晶界附近存在大量細小的動態再結晶晶粒。隨著應變速率的增大，動態再結晶晶粒尺寸在不斷減小。這是因為增大應變速率將增加合金的變形儲存能，從而使得動態再結晶驅動力增大，因此動態再結晶數量也隨之增加，由于變形時間短，晶粒沒有足夠時間發生長大，所以晶粒尺寸隨應變速率增大而減小[16，19]。在1 s-1的大應變速率時，合金中產生了絕熱剪切帶（圖6（d））。這是因為鈦合金導熱性差，熱變形產生的熱能無法及時散出，導致試樣中心溫度升高，形成了絕熱剪切帶，造成變形后的組織不均勻[20]。

圖4 TB17鈦合金在應變速率0.001 s-1、真應變0.69和不同溫度下的熱壓縮顯微組織Fig. 4 Microstructures of TB17 titanium alloy compressed at strain rate of 0.001 s-1，true strain of 0.69 and different temperatures （a）860 ℃；（b）890 ℃；（c）920 ℃；（d）950 ℃；（e）980 ℃

圖5 TB17鈦合金峰值應力與應變速率的關系Fig. 5 Relationship between peak stress and strain rate of TB17 titanium alloy

圖6 TB17鈦合金在950 ℃、應變1.2和不同應變速率下的熱壓縮顯微組織Fig. 6 Microstructures of TB17 titanium alloy compressed at 950 ℃，strain of 1.2 and different strain rates （a）0.001 s-1；（b）0.01 s-1；（c）0.1 s-1；（d）1 s-1

2.2.3 變形量對顯微組織的影響

圖7為TB17鈦合金在變形溫度為890 ℃、應變速率為0.001 s-1、不同應變量下的顯微組織照片。由圖7（a）可以看出，未變形時原始β晶界較為平直，晶粒尺寸在100～350 μm之間。當應變量為0.22時（圖7（b）），晶界處開始變得彎曲，呈現一定的波浪狀，且在晶界處有少量的動態再結晶晶粒生成。隨著應變量加至0.69（圖7（c）），原始β晶粒已經破碎成細小的動態再結晶晶粒，晶粒大小約為60～80 μm，此外組織中還能觀察到許多亞晶界。當應變量繼續增加到1.2（見圖7（d）），晶粒大小與應變為0.69時差別不大。隨著變形程度的增加，增大了材料的變形儲存能，使得動態再結晶的驅動力增大，因此動態再結晶進行的更加充分。

圖7 TB17鈦合金在890 ℃、應變速率為0.001 s-1和不同應變下的熱壓縮顯微組織Fig. 7 Microstructures of TB17 titanium alloy compressed at temperature of 890 ℃,strain rate of 0.001 s-1 and different strains （a）0；（b）0.22；（c）0.69；（d）1.2

2.3 基于Arrhenious公式的本構方程

2.3.1 材料參數確定

在研究材料高溫變形時，通常采用Arrhenious方程來描述流變應力、變形溫度和應變速率間的關系[21]，然而Arrhenious方程沒有考慮應變對流變應力的影響。本工作通過等效應變建立流變應力與熱變形參數之間的本構關系，以真應變0.4為例進行說明，它們之間的對應關系可描述為：

式中：A、A1、A2、n、n1、n2和α（α = n2/n1）為材料常數；Q為變形激活能，kJ/mol；R為氣體常數8.314 J/（mol-1·K-1）；T為絕對溫度，K。

假定變形激活能與變形溫度和應變速率無關，對式（3）兩邊取對數，得：

當變形溫度T為常數，式（3）兩邊對ln[sinh（ασ）]求偏導得：

當應變速率恒定，式（3）兩邊對（1/T）求偏導：

經計算整理得到TB17鈦合金在應變量為0.4時 材 料 參 數：α = 0.01256，n = 3.10987，Q =217.196 kJ/mol。圖8為TB17鈦合金在應變為0.4下流變應力與熱變形參數的關系。從圖8中可以看出，隨著變形溫度的升高和應變速率的降低，流變應力均減小。

流變應力與變形溫度和應變速率可用Zener-Hollomon參數表示[22]，結合式（3）可得到Z與σ之間滿足關系式：

根據式（8）可得到ln Z與ln[sinh（ασ）]的關系，如圖9所示。通過線性擬合可求得A = e17.948。

將求得的α、n、Q和A值帶入式（3）可求得TB17鈦合金在變形溫度為860～980 ℃、應變速率為0.001～1 s-1，真應變為0.4下的本構方程：

圖8 TB17鈦合金在應變為0.4下流變應力與熱變形參數的關系 （a）ln[sinh（ασ）]-ln ε˙ 曲線；（b）ln[sinh（ασ）]-1/T曲線Fig. 8 Relationship of rheological stress and thermal deformation parameters of TB17 titanium alloy at strain of 0.4（a）ln[sinh（ασ）]-ln ε ˙ curve；（b）ln[sinh（ασ）]-1/T curve

圖9 TB17鈦合金ln Z - ln[sinh（ασ）]關系圖Fig. 9 Relationship of ln Z - ln[sinh（ασ）] of TB17 titanium alloy

2.3.2 TB17鈦合金的本構方程

圖10 應變對TB17鈦合金參數的影響Fig. 10 Effect of strain on TB17 titanium alloy parameters （a）α；（b）n；（c）Q；（d）ln A

表1 TB17鈦合金參數和真應變之間的關系式及相關系數Table 1 Relationship between parameters of TB17 titanium alloy and true strain and correlation coefficient

通過上述方法可以求得不同應變下材料參數α、n、Q和ln A值。其隨真應變的變化規律如圖10所示。對不同真應變下材料參數進行多項式擬合，擬合后的方程如表1所示，將其帶入式（3）就能得到TB17鈦合金在變形溫度為860～980 ℃，應變速率為0.001～1 s-1的熱壓縮變形本構方程。本工作中計算的變形激活能與β-Ti（Q = 153 kJ/mol）中自擴散激活能接近，表明TB17鈦合金在β相區變形主要受自由擴散控制。

2.3.3 誤差分析

圖11為TB17鈦合金流變應力計算值（點）與實際熱壓縮曲線（線）的對比圖。從圖11中可以發現，計算值與實測值的復合程度較高，單個誤差最大值不超過20%，誤差范圍主要在10%以內，平均誤差都在6%左右，預測值與實驗值具有較好的符合度。因此，本實驗建立的與應變有關的Arrhenious本構方程具有較高的精確度，可滿足TB17鈦合金動態再結晶有限元模擬的使用要求。

3 結論

（1）TB17鈦合金在變形溫度為860～980 ℃、應變速率為0.001～1 s-1，真應變為0.4下的熱變形Arrhenious本構方程為：

（2）通過對TB17鈦合金在不同熱變形參數下的組織觀察發現，在應變速率為0.001～0.01 s-1，變形溫度為890～980 ℃下更容易發生連續動態再結晶，而在高應變速率（≥ 0.1 s-1）下主要發生不連續動態再結晶。隨著變形溫度升高和應變速率的降低，動態再結晶晶粒尺寸均會變大。

（3）通過誤差分析結果表明，單個誤差最大值不超過20%，誤差范圍主要在10%以內，平均誤差都在6%左右，表明該模型具有較高準確度。

圖11 TB17鈦合金流變應力計算值（點）與實測值（線）對比Fig. 11 Comparison of calculation value and measured value of rheological stress of TB17 titanium alloy （a）860 ℃；（b）890 ℃；（c）920 ℃；（d）950 ℃；（e）980 ℃