孫花梅,戚運蓮，劉　偉,張思遠，2,毛小南

(1.西北有色金屬研究院，陜西　西安　710016)(2.西安建筑科技大學，陜西　西安　710055)

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應變對β-CEZ鈦合金熱加工圖的影響研究

孫花梅1,戚運蓮1，劉偉1,張思遠1，2,毛小南1

(1.西北有色金屬研究院，陜西西安710016)(2.西安建筑科技大學，陜西西安710055)

基于β-CEZ鈦合金的熱模擬壓縮實驗，以動態(tài)材料模型為基礎，建立了不同應變下的β-CEZ鈦合金熱加工圖。從能量耗散率、非穩(wěn)定參數和非穩(wěn)定變形區(qū)三個方面分析了應變對β-CEZ鈦合金熱加工圖的影響規(guī)律。分析結果表明：隨著應變的增大，β-CEZ鈦合金能量耗散率對應的等值線越來越密集，高能量耗散率對應的區(qū)域逐漸減小，而非穩(wěn)定變形區(qū)越來越大，由小應變時的兩個非穩(wěn)定變形區(qū)變?yōu)榇髴儠r貫穿整個溫度范圍的一個大非穩(wěn)定變形區(qū)；不同應變下，應變速率為0.01～0.018 s-1、變形溫度為820～920 ℃時，能量耗散率都大于0.45且沒有發(fā)生塑性失穩(wěn)，該范圍內的工藝參數最適合β-CEZ鈦合金的鍛造。

β-CEZ鈦合金；應變；熱加工圖

0　引　言

β-CEZ鈦合金是以Ti-662-Zr合金成分為基礎，用Mo取代V，并添加Cr和Fe設計而成的一種高強、高韌的亞穩(wěn)定β型鈦合金，主要作為結構件材料用于航空航天領域[1]。Peters等[2]研究了加工方式對β-CEZ鈦合金組織以及斷裂韌性的影響。Sukumar等[3]研究了7.62 mm盔甲穿孔彈對不同組織的β-CEZ鈦合金彈道沖擊行為的影響。Ponsonnet等[4]研究了400～470 ℃溫度范圍內β-CEZ鈦合金的中溫蠕變行為。Grosdidier等[5]研究了β-CEZ鈦合金室溫下的變形機制。這些已有的公開文獻都主要集中于對β-CEZ鈦合金組織、機械性能和變形機制的研究，卻很少涉及β-CEZ鈦合金加工性的研究。

表征金屬塑性成形能力的一個重要指標是材料的“加工性”。所謂“加工性”是指材料在塑性變形過程中不發(fā)生破壞所能達到的變形能力。熱加工圖是評價材料加工性優(yōu)劣的圖形?；趧討B(tài)材料模型的熱加工圖，能夠揭示塑性變形機理，預測塑性變形過程中各類缺陷的產生，優(yōu)化加工工藝參數。應變是影響合金塑性變形行為的重要參數之一，然而該模型的熱加工圖并沒有耦合應變的影響。本研究基于熱模擬壓縮數據和Prasad理論建立了不同應變的β-CEZ鈦合金熱加工圖，分析應變對β-CEZ鈦合金熱加工圖的影響規(guī)律，為準確實現該合金塑性變形過程的最優(yōu)設計與控制提供理論依據。

1　實驗方法及計算依據

1.1實驗方法

實驗材料為鍛態(tài)的β-CEZ鈦合金，相變點為890 ℃，其化學成分如表1所示。β-CEZ鈦合金的熱模擬壓縮試樣為φ10 mm×15 mm的圓柱體。熱模擬壓縮實驗在Gleeble-3800熱模擬試驗機上進行，壓縮前抽真空。試樣上下兩端面附加鉭片，以便盡可能減小摩擦。試樣采用真空感應加熱，升溫速率為10 ℃/s。實驗溫度分別為800、850、900、95、1 000 ℃，應變速率分別為0.01、0.1、1.0、10.0 s-1，變形程度為70%。試樣加熱至變形溫度后保溫3 min，然后以恒定應變速率壓縮，壓縮完成后淬水冷卻至室溫。壓縮過程中由焊接在試樣側面中部的熱電偶實時測溫。實驗過程中，配有微機處理系統的試驗機自動采集相關數據，并進行修正和計算，最后以表格形式輸出載荷-行程和流動應力-應變等數據。

表1實驗用β-CEZ鈦合金的化學成分(w/%)

Table 1　Chemical composition of the as-received β-CEZ titanium alloy

基于實驗所得到的流動應力-應變數據，選擇應變在0～0.7之間的數據進行處理，得到β-CEZ鈦合金在不同變形溫度和應變速率下變形時的流動應力-應變曲線，如圖1所示。從圖中可以看出：變形開始階段，流動應力隨應變的增加迅速增加，幾乎成直線上升；隨著應變的增大，流動應力出現下降；當應變增加到一定程度時，流動應力不再發(fā)生明顯變化。

圖1　β-CEZ鈦合金熱模擬壓縮變形過程中的流動應力-應變曲線Fig.1　The selected flow stress-strain curves in the isothermal compression of β-CEZ titanium alloy

1.2計算依據

Prasad和Gegel等人[6]建立了動態(tài)材料模型(DMM)。在動態(tài)材料模型中，能量耗散率η能夠反映出不同工藝參數條件下的熱變形機制。安全的熱變形機制有動態(tài)再結晶、動態(tài)回復和超塑性等。所以在熱加工過程中，能量耗散率η對于選擇最佳的工藝參數具有重要作用。其表達式如下：

(1)

式中，m為應變速率敏感性指數。

Prasad等根據Ziegler[7]提出的最大熵產生率原理，得到流動不穩(wěn)定性判據為：

(2)

(3)

則應變速率敏感性指數m可表示為：

(4)

圖2　β-CEZ鈦合金熱模擬壓縮時的曲線圖(ε=0.1)Fig.2　Plots of lg σ vs. lg in the isothermal compression of β-CEZ titanium alloy at a strain of 0.1

將式(4)代入式(2)經變形整理可得：

(5)

2　結果與討論

2.1應變對能量耗散率的影響

將計算得到的不同變形溫度和應變速率條件下的能量耗散率按照應變0.2、0.3、0.4、0.5和0.6分別進行整理作圖，則應變對β-CEZ鈦合金等溫壓縮變形時能量耗散率的影響如圖3所示。由圖3a、3c、3d、3e可以看出，低應變速率下，即應變速率為0.01 s-1時，能量耗散率隨著應變的增大呈下降趨勢。而高應變速率0.1 s-1和1.0 s-1時，其對應的能量耗散率卻呈略微上升趨勢。由圖3a、3b、3c、3e可以看出，不同應變下，較低應變速率對應的能量耗散率基本上都高于較高應變速率對應的能量耗散率。即應變一定時，隨著應變速率的增大能量耗散率反而減小。此外，不同溫度條件下，應變對低應變速率0.01s-1時的能量耗散率影響顯著，從圖中可以看到曲線有明顯的變化，而對高應變速率0.1 s-1

圖3　β-CEZ鈦合金熱模擬壓縮變形時應變對能量耗散率的影響Fig.3　The effect of strain on the efficiency of power dissipation in the isothermal compression of β-CEZ titanium alloy

和1.0 s-1的能量耗散率影響較小，曲線變化不明顯。能量耗散率峰值對應的工藝參數是實驗范圍內β-CEZ鈦合金等溫壓縮變形的最佳工藝參數。變形溫度為850、900和1 000 ℃，應變速率為0.01 s-1時，能量耗散率的峰值均大于0.45。Prasad和Sasidhara[8]指出，能量耗散率大于0.45的區(qū)域一般會出現超塑性。因此，β-CEZ鈦合金在該工藝參數下鍛造時，鍛造性能會最好。

2.2應變對非穩(wěn)定參數的影響

將計算得到的β-CEZ鈦合金在不同變形溫度和應變速率條件下的非穩(wěn)定參數,按照應變0.2、0.3、0.4、0.5和0.6分別進行整理作圖，則應變對β-CEZ鈦合金等溫壓縮變形時非穩(wěn)定參數的影響如圖4所示。

圖4　β-CEZ鈦合金熱模擬壓縮變形時應變對非穩(wěn)定參數的影響Fig.4　The effect of strain on the instability parameter in the isothermal compression of β-CEZ titanium alloy

從圖4中可以看出：應變速率為0.01 s-1時，在整個變形溫度范圍內非穩(wěn)定參數都隨著應變的增大而增大，而且變化比較明顯；應變速率為0.1 s-1時，不同變形溫度下，非穩(wěn)定參數隨著應變的增大變化趨勢不完全相同。只有溫度為800、900和1 000 ℃時，非穩(wěn)定參數隨著應變的增大而增大；應變速率為1.0 s-1時，在整個變形溫度范圍內非穩(wěn)定參數都隨著應變的增大而減小，而且變化明顯?？傊瑧儗Ω鲬兯俾氏碌姆欠€(wěn)定參數影響顯著。由圖4a、4d、4e還可以看出，低應變速率對應的非穩(wěn)定參數大于高應變速率對應的非穩(wěn)定參數，即應變一定時，非穩(wěn)定參數隨著應變速率的增大而減小。此外，應變速率為0.01 s-1時，對應的非穩(wěn)定參數在不同變形溫度和應變下都是正值，這意味著在0.01 s-1應變速率下進行塑性變形都是安全的。所以，鍛造β-CEZ鈦合金時，應盡量選擇在0.01 s-1的應變速率下進行，從而保證鍛件組織均勻、性能穩(wěn)定，實現塑性變形的最優(yōu)控制。

2.3應變對熱加工圖的影響

不同應變下，β-CEZ鈦合金熱加工圖的變化如圖5所示。由圖5可以看出：隨著應變的增大，β-CEZ鈦合金能量耗散率對應的等值線越來越密集，高能量耗散率對應的區(qū)域逐漸減小，而非穩(wěn)定變形區(qū)越來越大，由小應變時的兩個非穩(wěn)定變形區(qū)變?yōu)樨灤┱麄€溫度范圍的一個大非穩(wěn)定變形區(qū)。鍛造時，應避開非穩(wěn)定變形區(qū)。如果在非穩(wěn)定變形區(qū)內進行鍛造，微觀組織可能會出現各種不利的缺陷，如空洞、楔形裂紋、絕熱剪切帶等。

此外，通過圖5還發(fā)現,在不同應變下，當應變速率為0.01～0.018 s-1，變形溫度為820～920 ℃時，能量耗散率峰值都大于0.45，并且沒有發(fā)生塑性失穩(wěn)。這與之前對能量耗散率和非穩(wěn)定參數的分析是對應的。由前文分析可知：當應變速率為0.01 s-1，變形溫度為850、900 ℃時，不同應變下能量耗散率的峰值都大于0.45；而且應變速率為0.01 s-1時，在整個變形溫度和應變范圍內，非穩(wěn)定參數都大于0。在該范圍內進行鍛造，β-CEZ鈦合金可能會出現超塑性。

圖5　應變對β-CEZ鈦合金熱加工圖的影響Fig.5　The effect of strain on the processing map in the isothermal compression of β-CEZ titanium alloy at different strains

圖6為β-CEZ鈦合金在溫度850 ℃、應變速率0.01 s-1條件下鍛造后的顯微組織及原始組織[9]。對比圖6a和6b可以看出，鍛造后原始α相發(fā)生了部分球化。進一步說明應變速率為0.01～0.018 s-1、變形溫度為820～920 ℃的參數范圍比較適合β-CEZ鈦合金的鍛造。

圖6　β-CEZ鈦合金的原始組織及鍛態(tài)組織(T=850 ℃,Fig.6　Original micrstructure and deformed microstructure of β-CEZ titanium alloy at T=850 ℃,=0.01 s-1

3　結　論

(1)β-CEZ 鈦合金熱壓縮變形時，應變對低應變速率下的能量耗散率影響顯著，而對高應變速率下的能量耗散率影響較小。應變一定時，低應變速率對應的能量耗散率大于高應變速率對應的能量耗散率。當變形溫度為850、900和1 000 ℃，應變速率為0.01 s-1時，不同應變下能量耗散率的峰值均大于0.45。

(2)應變對各應變速率下的非穩(wěn)定參數影響顯著。應變速率為0.01 s-1時，在整個變形溫度范圍內非穩(wěn)定參數都隨著應變的增大而增大；應變速率為1.0 s-1時，在整個變形溫度范圍內非穩(wěn)定參數都隨著應變的增大而減小。并且，應變速率為0.01 s-1時，對應的非穩(wěn)定參數在不同變形溫度和應變下都是正值，這意味著在0.01 s-1應變速率下進行塑性變形都是安全的。

(3)隨著應變的增大，能量耗散率對應的等值線越來越密集，高能量耗散率對應的區(qū)域逐漸減小，而非穩(wěn)定變形區(qū)越來越大。并且，不同應變下，應變速率為0.01～0.018 s-1，變形溫度為820～920 ℃時，能量耗散率都大于0.45且沒有發(fā)生塑性失穩(wěn)。

[1]黃金昌.β-CEZ鈦合金的加工性能和應用[J].鈦工業(yè)進展，1996(5)：34-36.

[2]Peters J O，Lütjering G，Koren M，et al.Processing，microstructure，and properties ofβ-CEZ[J].Materials Science & Engineering A，1996，213：71-80.

[3]Sukumar G，Bhav Singh B，Bhattacharjee Amit，et al.Ballistic impact behaviour ofβ-CEZ Ti alloy against 7.62 mm armour piercing projectiles[J].International Journal of Impact Engineering，2013，54：149-160.

[4]Ponsonnet L，Quesne C，Penelle R.Microstructure and creep deformation of a near beta titanium alloy‘β-CEZ’[J].Materials Science & Engineering A，1999，262：50-63.

[5]Grosdidier T，Roubaud C，Philippe M J，et al.The deforma-tion mechanisms in theβ-metastableβ-CEZ titanium alloy[J].Scripta Materialia，1997，36(1)：21-28.

[6]Prasad Y V R K，Gegel H L，Doraivelu S M，et al.Modeling of dynamic material behavior in hot deformation：forging of Ti-6242[J].Metallurgical Transactions A，1984，15(10)：1883-1892.

[7]Ziegler H.Progress in Solid Mechanics[M].New York：John Wiley and Sons，1963：93-193.

[8]Prasad Y V R K，Sasidhara S.Hot working guide：a compendium processing maps[J].Metals park: American Society for Metals，1997：3-97.

[9]張思遠，毛小南，戚運蓮，等.β-CEZ鈦合金的熱變形行為及加工圖[J].稀有金屬材料與工程，2015，44(3)：168-170.

Study of Effect of Strain on the Processing Map of β-CEZ Titanium Alloy

Sun Huamei1, Qi Yunlian1, Liu Wei1, Zhang Siyuan1, 2, Mao Xiaonan1

(1.Northwest Institute for Nonferrous Metal Research, Xi’an 710016, China)(2.Xi’an University of Architecture and Technology, Xi’an 710055, China)

The processing maps ofβ-CEZ titanium alloy have been established based on the Dynamic Materials Model (DMM) and isothermal compression experiment.In this paper, the effect of strain on the processing map is investigated from the aspects of power dissipation efficiency, unstable parameter and unstable deformation region.The results show that the contour of efficiency of power dissipation becomes more and more intensive, and the region responding to the high value of efficiency of power dissipation decreases with the increasing of strain.Meanwhile, the unstable region increases and becomes to a large region throughout the whole deformation temperature range at the higher strain.Under different strains, the values of efficiency of power dissipation are greater than 0.45 without unstable flow at the strain rates of 0.01～0.018 s-1,and the deformation temperatures of 820～920 ℃.They are the most suitable processing parameters forβ-CEZ titanium alloy forging.

β-CEZ titanium alloy; strain; processing map

2015-12-21

孫花梅(1988—)，女，助理工程師。

TG146.2+3

A

1009-9964(2016)03-0024-06