TC16鈦合金板材冷軋工藝及組織性能研究

鈦合金緊固件在飛機上使用不僅可以達到減重、耐腐蝕的目的,而且是鈦合金構件與碳纖維復合材料構件連接的最佳連接件[1,2]。TC16(Ti-3Al-5Mo-4.5V)鈦合金屬于α+β兩相合金,通過熱軋或熱拉拔加工成棒材和絲材,大量用于制備航空緊固件[3-5]。退火態TC16鈦合金棒材或絲材具有良好的冷加工塑性,其室溫冷鐓比達到1∶4,冷鐓后可直接使用或固溶時效后使用[6-8]。張青來等[9-11]對TC16鈦合金熔煉工藝、鍛造、熱軋、熱處理規范以及組織性能和冷鐓成形等方面進行了大量的前期實驗研究,所研制的TC16熱軋棒材經退火處理后具有優異的室溫成形性能,如斷面收縮率達到64%,冷鐓變形量達到80%。冷變形對材料力學性能具有明顯的影響,如冷變形量的增加致使BT-14和近α型TC2鈦合金板材抗拉強度和硬度得以提高[12,13]。經檢索,國內關于α+β兩相TC16鈦合金的研究主要集中在其棒材和絲材的加工方面,鮮有關于其冷軋板材軋制的報道。

以TC16鈦合金熱軋棒材為研究對象,通過冷軋實驗研究TC16鈦合金冷軋成形性能,分析冷軋板材的組織與力學性能,為今后TC16鈦合金板材冷軋工藝開發提供必要的技術支持。

1、實驗

采用真空自耗電極熔化爐3次重熔制備直徑為210mm的TC16鈦合金鑄錠,其化學成分如表1所示。鑄錠在β相區開坯,開始和結束溫度分別控制在1150和800℃左右,之后熱鍛和軋制成直徑為7.72mm的棒材。為了提高TC16鈦合金棒材的冷鐓性能,根據前期的研究結果,本實驗首先對TC16鈦合金棒材進行退火處理:將熱軋棒材加熱至780℃,保溫2h后,隨爐冷卻至500℃時空冷。利用磨床去除熱處理棒材表面氧化層。經拉伸和冷頂鍛試驗,退火態TC16鈦合金棒材性能如表2所示。

采用兩輥軋機對直徑為7.72mm的退火態TC16合金棒材進行縱向多道次冷軋板材試制試驗,以觀察合金冷軋成形性能和冷軋變形量對其組織與性能的影響。

從冷軋板材上截取試樣。金相試樣經過鑲嵌、粗磨、精磨和拋光,采用Kroll試劑(HF、HNO3和H2O按體積比1∶2∶50混合)腐蝕。利用LEICADM2500M型正置光學顯微鏡(OM)和JEOLJSEM-7001F型高分辨掃描電鏡(SEM)觀察和分析材料的微觀組織。由于冷軋板材尺寸限制,拉伸試樣采用非標準,其尺寸(mm)如圖1所示。拉伸性能測試采用KX-WDW3200萬能試驗機完成。使用HVS-1000Z型自動轉塔數顯顯微硬度計,沿板材橫斷面取3~5個點測量顯微硬度,加載載荷為4.9N,保壓時間為15s。

利用D8ADVANCE型X射線衍射儀對試樣進行物相分析,采用2θ角連續掃描模式,電壓和電流分別為40kV和200mA,掃描速度為4°/min,掃描范圍為30°~90°。

2、結果與分析

2.1冷軋實驗結果

退火態TC16合金的縱向多道次冷軋板材試制結果表明,當冷變形量為73%時,僅在冷軋板材頭部出現微裂紋(見圖2a),板材其他部位未見任何缺陷出現;冷變形量達到79%時,板材頭部裂紋向內擴展(見圖2b),即冷軋變形達到極限,與前期該合金冷鐓極限變形量80%[10]結果吻合。因此,對TC16鈦合金進行適當的退火處理,利用其優異的冷鐓成形性能,完全可以實施冷軋加工,以代替傳統的熱軋工藝。

2.2微觀組織

圖3所示為不同冷軋變形量后TC16冷軋板材SEM照片。退火后的熱軋TC16鈦合金棒材組織由細小的等軸α晶粒和β相組成,如圖3a所示。經過冷軋后,隨著冷軋變形量的增加,α晶粒沿軋制方向逐漸被拉長、破碎,最后完全變成纖維狀。當冷軋變形量為18%時,合金內組織變形不均勻,由原始的等軸α晶粒和彎曲交錯狀α晶粒以及β相組成,如圖3b所示;當冷軋變形量為39%~47%時,等軸α晶粒被拉長,存有一定數量的未充分變形的α晶粒,如圖3c和3d所示;當冷軋變形量為73%~79%時,等軸α晶粒完全被拉長成纖維狀,但仍存

有極少量的未充分變形的α晶粒,且組織分布均勻,如圖3e和3f所示。

圖4為TC16冷軋板材的金相組織。由圖4可見,冷軋板材組織為與壓縮軸線方向垂直的纖維狀組織;隨著冷軋變形量的增加,β相比例增加,特別是冷軋變形量達到73%以后,可觀察到明顯的黑色帶狀組織,這些黑色帶狀組織幾乎全部為β相。β或亞穩β鈦合金劇烈冷軋變形后,組織中除了纖維組織和孿晶外,在高倍透射電鏡(TEM)下還可觀察到形成的高密度位錯[14,15]。

2.3XRD物相分析

圖5為不同冷軋變形量TC16冷軋板材的XRD圖譜。從圖5可以看出,冷變形量為18%時,在2θ角56°附近出現少量的α″馬氏體相[16];變形量大于73%時,α相和β相峰值強度均得到增強,除了56°附近出現少量的α″馬氏體相外,在45°附近發現新的α″馬氏體相峰,其峰強度隨著變形增加而增強,說明在劇烈的冷變形后產生了數量較多的α″馬氏體相。

2.4顯微硬度和力學性能

2.4.1顯微硬度

為了說明冷變形對TC16鈦合金強化的影響,在冷軋過程中對不同冷軋變形量板材分別取樣進行顯微硬度測試,結果如圖6所示。由圖6可見,TC16冷軋板材顯微硬度隨冷軋變形量增大而增加,發生了冷變形強化,其強化程度取決于變形量大小[17]。

當冷變形量為39%時,維氏顯微硬度為3.07GPa,相比原始態顯微硬度(2.96GPa)提高了3.72%;此時應力誘發的α″馬氏體相含量很少(見圖5),對其硬度影響較小;之后顯微硬度快速增加,當冷變形量為73%時,顯微硬度為3.40GPa,增加了14.86%,合金板材獲得了明顯的冷形變強化。除了冷加工硬化和形成的高密度位錯外,產生的數量較多的α″馬氏體相也是其影響因素之一。

2.4.2力學性能

圖7為不同變形量TC16鈦合金板材的室溫拉伸應力-應變曲線。由圖7可觀察到,熱軋棒材經780℃保溫2h,隨爐冷卻至500℃空冷后,其室溫拉伸應力隨應變的增加快速達到最大應力(900MPa),之后隨應變增加而緩慢減小,發生明顯的縮頸,最后斷裂,延伸率和斷面收縮率分別達到16%和64%。不同變形量的冷軋板材室溫拉伸應力-應變曲線出現“雙屈服”現象(圖7中箭頭所示),第一屈服點“A”是由于少量的亞穩β相在應力驅使下轉變成α″馬氏體,即β→α″馬氏體相變;隨著應變的增加,生成新的α″馬氏體所需要的應力超過了α相或β相屈服強度,應力誘發相變停止,出現第二屈服點“B”。

隨著冷軋變形量的增加,抗拉強度(最大應力)相應增加,獲得不同程度的應變強化。當冷變形量為73%時,冷軋板材拉伸斷面收縮率為43.85%,伸長率則為15.96%,抗拉強度為1098.7MPa(約提高22%)。TC16冷軋板材得到明顯的加工硬化(形變強化),這主要是由于劇烈的冷變形后形成的纖維結構、高密度位錯和應變誘發形成的α″馬氏體相所致。

3、結論

(1)利用退火態TC16鈦合金優異的冷鐓性能,對其進行多道次冷軋試制,最大冷軋變形量達到79%,此時板材表面無任何缺陷,僅在板材端部出現裂紋。因此,α+β型TC16板材冷軋加工是可行的。

(2)隨著冷軋變形量的增加,α晶粒沿軋制方向逐漸被拉長、破碎,最后完全變成纖維狀。當冷軋變形量大于73%時,形成分布均勻的纖維狀組織,組織中有極少量未充分變形的α晶粒,并產生因劇烈應變誘導的α″馬氏體相。

(3)TC16冷軋鈦板材室溫拉伸應力-應變曲線出現“雙屈服”現象,即發生β→α″馬氏體相。冷變形量為73%時,合金抗拉強度和顯微硬度分別提高了約為22%和14.86%,得到明顯的冷形變強化。

參考文獻 

[1]劉風雷,趙慶云,莊寶潼.航空鈦合金緊固件高效自動化制造設備發展現狀[J].航空制造技術,2016(19):70-74.

[2]張慶玲,王慶如,李興無.航空用鈦合金緊固件選材分析[J].材料工程,2007(1):11-14,18.

[3]FerreroJG.Candidatematerialsforhigh-strengthfastenerapplicationsinboththeaerospaceandautomotiveindustries[J].JournalofMaterialsEngineeringandPerformance,2005,14(6):691-696.

[4]KolachevBA,MoiseevVN,RyndenkovDV,etal.StructureandmechanicalpropertiesofalloysTi-2.2%Al-2.2%V-2.2%Mo-2.5%FeandTi-2.2%Al-5%FeequivalenttoalloyVT16[J].MetalScienceandHeatTreatment,2006,48(5/6):240-243.

[5]LiXW,LuMX,ShaAX,etal.ThetensiledeformationbehaviorofTi-3Al-4.5V-5Motitaniumalloy[J].MaterialsScienceandEngineeringA,2008,490(1/2):193-197.

[6]ShaAX,WangQR,LiXW.ProcessanalysisofBT16titaniumalloyfastener[J].RareMetalMaterialsandEngineering,2006,35(3):455-458.

[7]吳崇周.熱鐓對TC16鈦合金組織和性能的影響[J].宇航材料工藝,2007(3):61-64.

[8]楊洋,董利民,關少軒,等.冷鐓和熱鐓對TC16合金組織和性能的影響[J].中國有色金屬學報,2010,20(S1):107-112.

[9]張青來,匡雁銳,韓寅奔,等.Ti-3Al-5Mo-4.5V合金的組織與性能[J].稀有金屬材料與工程,2013,42(5):984-988.

[10]張青來,郭文建,韓寅奔,等.Ti-3Al-5Mo-4.5V鈦合金棒材冷鐓性能及表面微裂紋的研究[J].稀有金屬材料與工程,2013,42(4):824-828.

[11]張青來,匡雁銳,韓寅奔,等.冷鐓緊固件用Ti-3Al-5Mo-4.5V鈦合金的微觀組織及性能[J].中國有色金屬學報,2012,22(10):2756-2761.

[12]王文君,陳猛,岳希星.冷變形對BT-14鈦合金組織和性能的影響[J].世界有色金屬,2019(10):174-175.

[13]唐進,楊曉康,王興,等.冷變形率對退火態TC2鈦合金薄板組織和性能的影響[J].熱加工工藝,2015,44(11):120-121,125.

[14]MarkovskyPE,BondarchukVI,MatviychukYUV,etal.Evolutionofmicrostructure,phasecomposition,andtensilepropertiesofseverelycolddeformedtitaniummetastableβalloyinrapidcontinuousheating[J].TransactionsofNonferrousMetalsSocietyofChina,2014,24(5):1365-1371.

[15]LanCB,WuY,GuoLL,etal.Microstructure,textureevolutionandmechanicalpropertiesofcoldrolledTi-32.5Nb-6.8Zr-2.7Snbiomedicalbetatitaniumalloy[J].JournalofMaterialsScience&Technology,2018,34(5):788-792.

[16]李康,付雪松,胡建軍,等.TC16鈦合金冷鐓變形的特征[J].稀有金屬材料與工程,2017,46(6):1608-1611.

[17]劉國懷,李天瑞,徐莽,等.累積疊軋TC4鈦合金的組織演化與力學性能[J].金屬學報,2017,53(9):1038-1046.