TB17钛合金高温压缩变形行为

朱鸿昌,罗军明,朱知寿

（1.南昌航空大学 材料科学与工程学院，南昌 330063；2.中国航发北京航空材料研究院 先进钛合金航空科技重点实验室，北京 100095）

钛合金具有密度小，比强度高，耐蚀性好等优异特性，广泛应用在航空、航天、航海及化工等领域。为满足新一代飞机和高性能航空发动机的长寿命与高减重设计需求，对轻质高强材料提出了更高的要求[1-4]。TB17钛合金是我国自主研发设计的新型亚稳β型超高强韧钛合金，通过合适的固溶强化处理，强度可达1350 MPa以上，并具有较好的强度-塑性-韧性匹配，可用于制造大型结构锻件等。

钛合金由于其独特的结构特性，在高温下很难发生动态再结晶，国内外对亚稳β钛合金的动态再结晶行为进行过大量研究。Fan等[5]研究了Ti-7333钛合金热压缩变形行为，表明在单相区较高温度和较低的应变速率条件下易发生动态再结晶；Hua等[6]在研究Ti-5553时得出类似的结论，然而在较大的变形量和较高的应变速率下易产生绝热剪切带[5,7-8]，通过建立本构模型和热加工图能够有效地优化工艺参数[9-10]。本构模型的精度直接影响材料相关计算结果的准确度，因此我国学者通过多种方法来建立钛合金的本构模型。杨建辉等[11]针对TC4-DT钛合金在不同应变下的应力值，建立了温度-应变速率-应变量之间的本构关系，误差分析结果表明该方法建立的本构模型具有较高的精确度。陈海生等[12]基于BP网络对Ti-6 Al-3 Nb-2 Zr-1 Mo合金等温压缩流变应力进行预测，结果与实验结果十分接近，具有非常高的准确度。

目前，国内对TB17钛合金热变形特征的研究报道较少，本工作主要研究TB17钛合金热压缩过程中的高温变形行为，建立Arrhenious本构方程，分析热变形过程中动态再结晶行为。

1 实验材料与方法

所用材料为中国航发北京航空材料研究院研制的TB17钛合金，名义成分为Ti-6.5 Mo-2.5 Cr-2 Nb-1 Sn-1 Zr-4 Al，锻件的原始组织如图1所示，可以看出显微组织为典型的双相组织，初生α相呈细小短棒状，采用金相法测得其相变点约为845 ℃。

实验在Gleeble-3800热模拟试验机上进行，试样尺寸为φ8 mm × 12 mm的圆柱体，表面光亮且无氧化层。试样两端垫上石墨，以减少压头与试样之间的摩擦力；表面焊接热电偶，反馈实验过程中温度的变化。采用电阻加热，升温速率10 ℃/s，保温时间10 min，压缩结束后及时水淬，以保留高温变形后的组织。变形温度为860 ℃、890 ℃、920 ℃、950 ℃、980 ℃，应变速率为0.001 s-1、0.01 s-1、0.1 s-1和1 s-1，最大变形量为70%。压缩后的试样用线切割沿轴向切开后进行金相制样，试样用Kroll腐蚀剂进行腐蚀，腐蚀剂体积比为HF∶HNO3∶H2O =1∶2∶7，用Leica DMI 3000 M型卧式金相显微镜观察金相组织。

图1 TB17钛合金原始组织Fig. 1 Original microstructure of TB17 titanium alloy

2 实验结果与分析

2.1 应力-应变曲线

图2为TB17钛合金在变形温度为860～980 ℃、应变速率为0.001～1 s-1的应力-应变曲线。曲线在开始阶段为弹性形变，即应变量很小的情况下，流变应力随应变的增加急剧上升，此时加工硬化在变形初始阶段占主导地位。当应变不断增加，开始出现一个不连续屈服点，不连续屈服现象在很多钛合金中都出现过。如TB6[13]、Ti5553[6]、Ti55511[14]等。不连续屈服现象主要是由于可动位错在晶界处快速增殖所引起的[15]。随着应变的增加，流变应力开始下降并基本保持水平，此时加工硬化和动态软化达到平衡。值得注意的是，应变速率较高时，应力-应变曲线均呈现一个较宽的峰，这可能与动态再结晶的发生和局部温升效应有关[16]。

2.2 热变形参数对显微组织的影响

2.2.1 变形温度对显微组织的影响

图3为TB17钛合金峰值应力随温度的变化规律。从图3可以看出，当应变速率一定时，在β相区热变形，随着变形温度的升高，峰值应力在不断地降低。王哲等[17]研究了TB17钛合金在α + β相区热变形时流变应力与变形参数间的关系，结果表明随着变形温度升高，流变应力随之降低；这是由于在α + β相区热变形时，随变形温度升高，初生α相对位错运动的阻碍作用逐渐减弱。而在β相区热变形时发生了动态回复和动态再结晶，单位时间内位错消耗的数量随着变形温度的升高而增加，从而使流变应力降低。

图2 TB17钛合金不同温度下应力-应变曲线Fig. 2 Stress-strain curves of TB17 titanium alloy at different temperatures （a）860 ℃；（b）890 ℃；（c）920 ℃；（d）950 ℃；（e）980 ℃

图3 TB17钛合金峰值应力、变形温度和应变速率的关系Fig. 3 Relationship between peak stress， deformation temperature and strain rate of TB17 titanium alloy

图4为应变速率为0.001 s-1，真应变为0.69，不同变形温度下的显微组织照片。从图4观察到发生了动态再结晶。当变形温度为860 ℃时，动态再结晶分数及晶粒尺寸较小，约为30～50 μm。当变形温度在890～980 ℃区间，主要发生以亚晶转动合并的连续动态再结晶，随着变形温度的升高，动态再结晶晶粒尺寸不断增大，动态再结晶分数增加。当变形温度超过980 ℃，组织为粗大的等轴β晶粒[18]。这是因为当变形温度升高，晶界迁移速率加快，从而加速了动态再结晶晶粒的长大过程。

2.2.2 应变速率对显微组织的影响

图5为TB17钛合金热变形应变速率对流变应力的影响。由图5看出，随着应变速率的增加，合金的流变应力均增大。这是因为在高应变速率下，变形时间短，动态回复和动态再结晶过程不能充分地进行，加工硬化导致位错增殖的速率大于发生动态回复和动态再结晶位错抵消的速率，因此材料内部位错密度随应变速率的增加而增大，从而使得流变应力升高。

图6为变形温度为950 ℃不同应变速率下的TB17钛合金显微组织。在0.001～0.01 s-1的低应变速率范围内时（图6（a），（b）），合金以连续动态再结晶为主。在0.1～1 s-1的较高应变速率范围时，主要发生不连续动态再结晶（图6（c），（d）），在晶界附近存在大量细小的动态再结晶晶粒。随着应变速率的增大，动态再结晶晶粒尺寸在不断减小。这是因为增大应变速率将增加合金的变形储存能，从而使得动态再结晶驱动力增大，因此动态再结晶数量也随之增加，由于变形时间短，晶粒没有足够时间发生长大，所以晶粒尺寸随应变速率增大而减小[16，19]。在1 s-1的大应变速率时，合金中产生了绝热剪切带（图6（d））。这是因为钛合金导热性差，热变形产生的热能无法及时散出，导致试样中心温度升高，形成了绝热剪切带，造成变形后的组织不均匀[20]。

图4 TB17钛合金在应变速率0.001 s-1、真应变0.69和不同温度下的热压缩显微组织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 ℃

图5 TB17钛合金峰值应力与应变速率的关系Fig. 5 Relationship between peak stress and strain rate of TB17 titanium alloy

图6 TB17钛合金在950 ℃、应变1.2和不同应变速率下的热压缩显微组织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 变形量对显微组织的影响

图7为TB17钛合金在变形温度为890 ℃、应变速率为0.001 s-1、不同应变量下的显微组织照片。由图7（a）可以看出，未变形时原始β晶界较为平直，晶粒尺寸在100～350 μm之间。当应变量为0.22时（图7（b）），晶界处开始变得弯曲，呈现一定的波浪状，且在晶界处有少量的动态再结晶晶粒生成。随着应变量加至0.69（图7（c）），原始β晶粒已经破碎成细小的动态再结晶晶粒，晶粒大小约为60～80 μm，此外组织中还能观察到许多亚晶界。当应变量继续增加到1.2（见图7（d）），晶粒大小与应变为0.69时差别不大。随着变形程度的增加，增大了材料的变形储存能，使得动态再结晶的驱动力增大，因此动态再结晶进行的更加充分。

图7 TB17钛合金在890 ℃、应变速率为0.001 s-1和不同应变下的热压缩显微组织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公式的本构方程

2.3.1 材料参数确定

在研究材料高温变形时，通常采用Arrhenious方程来描述流变应力、变形温度和应变速率间的关系[21]，然而Arrhenious方程没有考虑应变对流变应力的影响。本工作通过等效应变建立流变应力与热变形参数之间的本构关系，以真应变0.4为例进行说明，它们之间的对应关系可描述为：

式中：A、A1、A2、n、n1、n2和α（α = n2/n1）为材料常数；Q为变形激活能，kJ/mol；R为气体常数8.314 J/（mol-1·K-1）；T为绝对温度，K。

假定变形激活能与变形温度和应变速率无关，对式（3）两边取对数，得：

当变形温度T为常数，式（3）两边对ln[sinh（ασ）]求偏导得：

当应变速率恒定，式（3）两边对（1/T）求偏导：

经计算整理得到TB17钛合金在应变量为0.4时 材 料 参 数：α = 0.01256，n = 3.10987，Q =217.196 kJ/mol。图8为TB17钛合金在应变为0.4下流变应力与热变形参数的关系。从图8中可以看出，随着变形温度的升高和应变速率的降低，流变应力均减小。

流变应力与变形温度和应变速率可用Zener-Hollomon参数表示[22]，结合式（3）可得到Z与σ之间满足关系式：

根据式（8）可得到ln Z与ln[sinh（ασ）]的关系，如图9所示。通过线性拟合可求得A = e17.948。

将求得的α、n、Q和A值带入式（3）可求得TB17钛合金在变形温度为860～980 ℃、应变速率为0.001～1 s-1，真应变为0.4下的本构方程：

图8 TB17钛合金在应变为0.4下流变应力与热变形参数的关系 （a）ln[sinh（ασ）]-ln ε˙ 曲线；（b）ln[sinh（ασ）]-1/T曲线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

图9 TB17钛合金ln Z - ln[sinh（ασ）]关系图Fig. 9 Relationship of ln Z - ln[sinh（ασ）] of TB17 titanium alloy

2.3.2 TB17钛合金的本构方程

图10 应变对TB17钛合金参数的影响Fig. 10 Effect of strain on TB17 titanium alloy parameters （a）α；（b）n；（c）Q；（d）ln A

表1 TB17钛合金参数和真应变之间的关系式及相关系数Table 1 Relationship between parameters of TB17 titanium alloy and true strain and correlation coefficient

通过上述方法可以求得不同应变下材料参数α、n、Q和ln A值。其随真应变的变化规律如图10所示。对不同真应变下材料参数进行多项式拟合，拟合后的方程如表1所示，将其带入式（3）就能得到TB17钛合金在变形温度为860～980 ℃，应变速率为0.001～1 s-1的热压缩变形本构方程。本工作中计算的变形激活能与β-Ti（Q = 153 kJ/mol）中自扩散激活能接近，表明TB17钛合金在β相区变形主要受自由扩散控制。

2.3.3 误差分析

图11为TB17钛合金流变应力计算值（点）与实际热压缩曲线（线）的对比图。从图11中可以发现，计算值与实测值的复合程度较高，单个误差最大值不超过20%，误差范围主要在10%以内，平均误差都在6%左右，预测值与实验值具有较好的符合度。因此，本实验建立的与应变有关的Arrhenious本构方程具有较高的精确度，可满足TB17钛合金动态再结晶有限元模拟的使用要求。

3 结论

（1）TB17钛合金在变形温度为860～980 ℃、应变速率为0.001～1 s-1，真应变为0.4下的热变形Arrhenious本构方程为：

（2）通过对TB17钛合金在不同热变形参数下的组织观察发现，在应变速率为0.001～0.01 s-1，变形温度为890～980 ℃下更容易发生连续动态再结晶，而在高应变速率（≥ 0.1 s-1）下主要发生不连续动态再结晶。随着变形温度升高和应变速率的降低，动态再结晶晶粒尺寸均会变大。

（3）通过误差分析结果表明，单个误差最大值不超过20%，误差范围主要在10%以内，平均误差都在6%左右，表明该模型具有较高准确度。

图11 TB17钛合金流变应力计算值（点）与实测值（线）对比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 ℃