TA18 钛合金热变形行为及热加工图研究

彭 力 ，江 健 ，罗小峰 ，申学良，王 莹，邢 远

（1.钒钛资源综合利用国家重点实验室,四川 攀枝花 617000；2.成都先进金属材料产业技术研究院股份有限公司,四川 成都 610303）

0 引言

TA18 钛合金的名义成分为Ti-3Al-2.5V，是由TC4（Ti-6Al-4V）钛合金演变来的低合金化近 α 钛合金。TA18 钛合金拥有良好的室温力学性能、优异的冷、热加工塑性和成形性；该合金管材的室温性能优于工业纯钛，其冷加工性和焊接性能高于TC4 钛合金。此外，TA18 钛合金管还具有良好的耐腐蚀性能，广泛应用于飞机液压和燃油等管路系统。国外用该合金制作的各种规格的钛合金管工艺成熟，已在飞机管路系统中应用多年。相较而言，国内各环节工艺尚不成熟，还具有较大差距。

目前，对TA18 钛管的研究多集中于织构演变[1−2]及冷轧工艺[3]，对其热加工性能研究较少。王云等[4]比较了径向锻造和轧制工艺所制备棒材的组织和性能，发现退火后的轧制棒材再结晶晶粒更加细小均匀。李维[5]研究了不同轧制变形量对成品棒材性能的影响，发现轧制变形量在60%以上，900 ℃退火后，棒材的强度和塑性能得到较好的匹配。

热加工所得坯料的质量往往决定了最后成品的质量，所以控制好热加工过程尤为重要。合金的热变形行为是进行热加工的理论基础，建立合金在高温下的本构模型是采用数值模拟进行工艺优化的重要前提。众多研究者对如TC4[6]、TA15[7]等钛合金的热变形行为进行了研究，并构建了本构方程和热加工图，但鲜有对TA18 热变形行为的研究。

笔者对TA18 钛合金的热压缩行为进行了研究，得到了在不同应变速率和不同变形温度下的应力-应变曲线。通过对应力-应变曲线的分析，构建了TA18 钛合金的本构方程，以期指导其热加工工艺的制定。

1 试验部分

进行热压缩模拟的坯料为经过锻造后的Ø85 mm 棒材，取样规格为Ø8 mm×12 mm 的标准热压缩模拟试样。热压缩模拟试验在Gleeble 3500 热压缩模拟试验机上进行，变形温度为750、800、850、900、950、1 000 ℃和1 050 ℃，应变速率为0.01、0.1、1 s−1和10 s−1，压缩变形量统一为50%，试样加热的升温速率为10 ℃/s，到温后保温3 min 再开始压缩变形。图1 是用于热压缩试验的TA18 钛合金金相组织图片。从图1 可以看出，金相组织为拉长的等轴组织，由α+β 两相组成。

图1 TA18 钛合金初始金相组织Fig.1 Original microstructure of TA18 alloy

2 结果与讨论

2.1 应力-应变曲线分析

图2 展示了TA18 钛合金在不同变形条件下的热压缩模拟过程的真应力-真应变曲线。以第一阶段弹性变形末端的峰值应力作为变形抗力的衡量标准来看，变形温度和应变速率都对峰值应力有显著的影响。关于变形温度的影响，以图2（c）中在不同温度条件下且应变速率为1 s−1时的真应力-真应变曲线为例。当变形温度分别为800、850、900、950 ℃时，当应变为0.1 时，真应力-真应变曲线对应的应力分别为209.60、124.05、57.36、38.60 MPa。可见，当应变速率一定时，峰值应力随着变形温度的升高而逐渐降低。在应变速率为0.01 s−1，温度低于相变点变形时，流变应力迅速上升达到峰值后，呈连续下降趋势，软化机制以连续动态再结晶为主。在应变速率为0.1 s−1，温度为750 ℃时，流变应力在下降后又出现了上升的情况，可能是再结晶晶粒细化和位错累计导致。当温度在950 ℃及以上时，材料的流变应力达到峰值后基本稳定在一个定值，软化机制以动态回复为主。

关于应变速率的影响，横向对比图2 中不同应变速率而变形温度同为950 ℃，应变为0.1 时对应的应力，应变速率分别为0.01、0.1、1 s−1以 及10 s−1时，对应的应力分别为18.23、27.82、38.60、67.02 MPa（如箭头所示）。可见，当变形温度一定时，峰值应力随着应变速率的升高而逐渐升高。其它应变温度条件下，不同应变速率的真应力-真应变曲线的峰值应力具有相同的规律。

图2 不同应变速率条件下变形的真应力-真应变曲线Fig.2 True stress-true strain curves of TA18 alloy at different strain rates

2.2 本构方程的建立

由于金属材料的热变形过程可以视为一种热激活过程，通常采用引入Z 参数（Zener-Hollomon 参数）后的阿伦尼乌斯方程来描述金属材料热变形过程的本构关系。引入Z 参数的阿伦尼乌斯方程如式（1）所示[8]。

其中，A、α 及n 为相关常数，且均与温度无关。由式（1）和式（2）可得[10]：

在低应力水平下[11]，式（2）和式（3）可简化为：

在高应力水平下，式（2）和式（3）可简化为：

其中，A1，A2，β 均为与温度无关的常数。

β 单相区为低应力水平，对式（5）两边取对数可得：

在900 ℃以下，低于相变点，对式（7）两边取对数得：

图3 应变速率与峰值应力的形变关系Fig.3 Relationship between strain rates and peak stress

图4 应力和温度的变化关系Fig.4 Relationship between stress and temperature

对式（4）和（6）取对数得

由式（1）计算得到Z值，带入式（10）（11），得到lnZ−lnσ和lnZ−σ关系。

由图5 拟合得，β=0.059 8，n=5.893 4，与之前计算结果相吻合，由截距计算得A1=3 178，A2=2.3×1023。由此得TA18 钛合金热变形的本构方程如下：

图5 lnZ 与应力的关系Fig.5 Relationship between lnZ and stress

1）在双相区，温度在750～900 ℃时，

2）在单相区，温度在900～1 050 ℃时，

2.3 热加工图的绘制与分析

金属材料的热加工图由功率耗散图与流变失稳图组成，通过对热加工图的分析可以得出合金最适宜的热加工区间。根据动态模型理论[12−13]，金属的热变形过程可视为材料本身能量耗散的过程。材料从外界吸收的总能量转换为塑性变形所需的能量和微观组织演变所需要的能量。其中微观组织演变所需能量占总消耗能量的比例为功率耗散因子，功率耗散因子η可由式(14)求出。

η为无量纲常量，会根据变形温度和应变速率的变化而变化。一般认为η越大，越利于动态再结晶的发生，材料的热加工性能更佳。但是，高功率耗散因子也可能存在加工失稳现象。因此，还需要考虑材料热加工的失稳影响。根据Prasad 等提出的材料流动失稳准则可判断材料热加工的失稳区域，其表达式为[14]：

式中，ζ 为失稳因子。当ζ<0 时，流动失稳现象就会发生。根据不同应变量下的应变及对应的变形温度和变形速率可获得各变形量下的塑性失稳图，其中ζ<0 的区域为失稳区。结合功率耗散图和塑性失稳图即可获得材料在不同应变量下的热加工图。

图6 为采用上述方法构建的TA18 钛合金的热加工图，其应变量分别为0.2、0.3、0.4。图中的实线为耗散因子的等值线，阴影部分为塑性失稳区，即加工危险区。最大的功率耗散因子均出现在825～900 ℃，应变速率在0.01～0.05 s−1区间内，功率耗散因子介于0.51～0.65。热加工图上的其中一个流变失稳区在1 000～1 050 ℃，应变速率为0.1～10 s−1。即使变形温度高时变形抗力较低，但是过快的变形速率仍会导致TA18 钛合金失稳。此外，850～900 ℃区间在高应变速率下也将失稳，随着应变量的增加，失稳区逐渐向高应变区移动。在温度低于850 ℃后，失稳区的应变速率将逐渐扩大。在温度低于775 ℃时，已经不适合在应变速率为0.01～10 s−1范围内进行热加工。综上所述，TA18 钛合金最佳的热加工区间在825～900 ℃，应变速率0.01～0.05 s−1。

图6 TA18 钛合金不同应变下的热加工图Fig.6 Processing maps of TA18 alloy at different strains

3 结论

1）采用等温压缩试验获得了TA18 钛合金的真应力-应变曲线，其流动应力随变形温度的降低或应变速率的增加而增加。

2）TA18 钛合金β 单相区的变形激活能为310.71 kJ/mol，α+β 双相区的应变激活能为578.78 kJ/mol。经过拟合得到了TA18 钛合金在单相区和双相区变形的流变应力本构方程。

3）通过对TA18 钛合金热加工图的分析，确定TA18 钛合金合理的热加工参数范围为：变形温度825～900 ℃，应变速率0.01～0.05 s−1。