張明杰，齊立春，黃利軍，李雪飛，李煥峰

(中國(guó)航發(fā)北京航空材料研究院，北京 100095)

近年來(lái)新一代先進(jìn)航空航天器為了減輕重量、提高經(jīng)濟(jì)性，蒙皮壁板等結(jié)構(gòu)件大量采用復(fù)合材料，然而機(jī)體承力件卻只能選用鈦合金、鋁合金、高強(qiáng)鋼等金屬材料。鈦與復(fù)合材料在強(qiáng)度、剛度和熱特性等方面匹配性較好，二者的電位接近，不易產(chǎn)生電偶腐蝕，因此與復(fù)合材料相連接的金屬承力件多采用鈦合金結(jié)構(gòu)件[1]。其中，鈦合金型材具有強(qiáng)度高、密度低、抗腐蝕、不易變形等諸多優(yōu)點(diǎn)，是飛機(jī)長(zhǎng)桁、發(fā)動(dòng)機(jī)隔框等航空結(jié)構(gòu)件的首選材料[2]。

鈦合金型材傳統(tǒng)的制造方法為“鍛造毛坯+機(jī)械加工”，整個(gè)加工過(guò)程周期長(zhǎng)、成材率低、生產(chǎn)成本高。20世紀(jì)中葉,以美、蘇等為代表的先進(jìn)航空航天器制造大國(guó)，率先采用熱擠壓工藝代替毛坯機(jī)加工制造鈦合金型材，大大提高了型材的成材率，縮短了制造周期。隨著我國(guó)鈦合金在飛行器上用量的逐漸增加，鈦合金型材傳統(tǒng)制造工藝已不能滿(mǎn)足市場(chǎng)需求。目前國(guó)內(nèi)鈦合金型材成形工藝主要分為熱擠壓和多道次熱軋，其中熱擠壓工藝在我國(guó)起步較晚，采用該工藝制備的型材與國(guó)外“熱擠壓+脈沖鍛打”型材相比存在一定差距[3-7]。綜合以上因素，對(duì)“直接熱擠壓”(DE)和“熱擠壓+脈沖鍛打”(EF)2種狀態(tài)型材的力學(xué)性能進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，分析了不同狀態(tài)型材的拉伸性能差異，并對(duì)差異產(chǎn)生的原因進(jìn)行了初步探究，為我國(guó)鈦合金薄壁型材熱擠壓成形工藝的優(yōu)化提供參考依據(jù)。

1 實(shí) 驗(yàn)

熱擠壓工藝制備的不同截面TA15鈦合金薄壁型材如圖1所示，每支型材鋸切長(zhǎng)度不小于4 000 mm，型材表面采用噴砂處理。選取截面形狀相對(duì)復(fù)雜的Z截面TA15合金型材作為研究對(duì)象，其中“直接熱擠壓”狀態(tài)Z型材代號(hào)為DE-Z，“熱擠壓+脈沖鍛打”狀態(tài)Z型材代號(hào)為EF-Z。取樣前每支型材沿長(zhǎng)度方向3等分，等分后每段型材的每個(gè)側(cè)邊沿縱向切取3支板形拉伸試樣。采用Instron電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，屈服前用應(yīng)變速率控制拉伸速度，速率為0.015 min-1；屈服后拉伸速度為0.25 mm/s，直至試樣斷裂。采用掃描電子顯微鏡(SEM)觀察試樣斷口形貌。在試樣斷口附近切取金相試樣，觀察顯微組織，并測(cè)量型材截面的維氏顯微硬度。

圖1 不同截面TA15鈦合金熱擠壓薄壁型材Fig.1 TA15 titanium alloy thin profiles with various section shapes prepared by hot extrusion

2 結(jié)果與分析

2.1 拉伸性能

DE-Z型材不同區(qū)域的室溫拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線見(jiàn)圖2。從圖2可以看出，在彈性變形區(qū)間的末段試樣發(fā)生了明顯的屈服變形，且屈服點(diǎn)過(guò)后隨應(yīng)變的增加應(yīng)力值變化不明顯，這表明擠壓成形鈦合金型材的屈強(qiáng)比較高(平均值為0.9)，在后續(xù)變形過(guò)程中容易形成脆性缺陷。同支DE-Z型材不同區(qū)域的抗拉強(qiáng)度與屈服強(qiáng)度分布見(jiàn)圖3，其中抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度的均值分別為991.37 MPa和893.22 MPa(圖中紅色直線)。從圖3可以看出，型材前端和中端的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度指標(biāo)分布較分散，個(gè)別數(shù)據(jù)點(diǎn)與均線偏離較遠(yuǎn)，而末端的數(shù)據(jù)點(diǎn)分布相對(duì)集中。

圖2 DE-Z型材不同區(qū)域室溫拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.2 True stain-stress curves of DE-Z profile in different regions

圖3 DE-Z型材不同區(qū)域的拉伸性能分布情況Fig.3 Tensile properties distribution of DE-Z profile in various regions:(a)tensile strength; (b)yield strength

圖4為不同批次DE-Z和EF-Z型材的力學(xué)性能分布情況。從圖4可以看出，DE-Z型材的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度均明顯低于EF-Z型材，其中DE-Z型材的抗拉強(qiáng)度分布范圍為930～1 100 MPa，數(shù)據(jù)分布較分散；而EF-Z型材抗拉強(qiáng)度分布范圍為990～1 100 MPa，數(shù)據(jù)分布相對(duì)集中。為了量化二者性能分布差異，以下采用離散系數(shù)CV值對(duì)抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)計(jì)算。離散系數(shù)CV值計(jì)算公式為：

圖4 不同批次Z型材力學(xué)性能分布情況Fig.4 Tensile property distribution of Z-profile among different production lots: (a)tensile strength; (b)yield strength

(1)

通過(guò)對(duì)2種型材的室溫拉伸性能數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，DE-Z型材抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度的離散系數(shù)分別為3.54%和3.52%，EF-Z型材抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度的離散系數(shù)分別為1.94%和2.86%。

以上結(jié)果表明，DE-Z型材與EF-Z型材在抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度的均勻性方面存在明顯差距。對(duì)擠壓型材來(lái)說(shuō)，熱成形過(guò)程中材料受三向壓應(yīng)力作用[8,9]，內(nèi)部不會(huì)形成裂紋、氣孔等冶金缺陷，因此，導(dǎo)致材料拉伸性能不均勻的因素主要與表面狀態(tài)、微觀組織結(jié)構(gòu)和截面尺寸偏差有關(guān)，以下分別進(jìn)行分析。

2.2 表面狀態(tài)

圖5為DE-Z型材和EF-Z型材拉伸試樣的表面及斷口形貌。從圖5可以看出，DE-Z型材表面存在細(xì)小凹坑，這與型材熱擠壓完成后采用吹砂清除鍛件表面潤(rùn)滑劑、氧化皮有關(guān)[10]。比較而言，EF-Z型材表面較平整，不存在可見(jiàn)凹坑。SEM斷口放大照片顯示，2種型材的斷口均呈脆性斷裂特征，斷口存在小的解理面，但DE-Z試樣存在斷口輪廓線沿著凹坑所在位置擴(kuò)展的趨勢(shì)。通過(guò)比較可以看出，脈沖鍛打能夠有效消除鈦合金型材擠壓后表面凹坑、拉道等加工缺陷，改善表面質(zhì)量。

圖5 不同型材拉伸試樣表面及斷口形貌Fig.5 Surface and fracture morphologies of different tensile specimens: (a)DE-Z profile; (b)EF-Z profile

2.3 硬度及顯微組織

為了明確脈沖鍛打?qū)π筒谋砻嫘阅艿挠绊?，采用維氏顯微硬度試驗(yàn)機(jī)從型材橫截面心部到表面依次等距測(cè)量顯微硬度，結(jié)果見(jiàn)圖6。從圖6可以看出，EF-Z型材硬度值從心部到表面快速增大，增幅明顯高于DE-Z型材。對(duì)于金屬材料來(lái)說(shuō)，硬度大小與抗拉強(qiáng)度高低一般呈正比例關(guān)系[11,12]，因此圖6中硬度分布趨勢(shì)表明EF-Z型材表面抗拉強(qiáng)度高于心部。

圖6 DE-Z和EF-Z型材截面顯微硬度分布Fig.6 Distribution of micro-hardness on the section of DE-Z and EF-Z profiles

圖7為DE-Z和EF-Z型材截面不同位置的顯微組織。從圖7可以看出，DE-Z和EF-Z型材心部的微觀組織基本相同，均呈交錯(cuò)分布的條狀α相[13]。EF-Z型材中條狀α相尺寸相對(duì)較短，而DE-Z型材中條狀α相較長(zhǎng)，且存在寬條狀α相。EF-Z和DE-Z型材表面附近均有一層細(xì)晶區(qū)。相比之下，EF-Z型材的表面細(xì)晶層分布均勻且深度較大，DE-Z型材的表面細(xì)晶區(qū)分布不均勻，局部細(xì)晶區(qū)深度僅有5 μm。表面細(xì)晶層的存在一方面增加了型材整體的強(qiáng)度，另一方面使型材拉伸過(guò)程中材料變形更加均勻協(xié)調(diào)，消除了應(yīng)力集中。

圖7 DE-Z和EF-Z型材截面不同位置的顯微組織Fig.7 Microstructures of DE-Z and EF-Z profiles on different locations：(a)center of DE-Z profile; (b)center of EF-Z profile; (c)surface of DE-Z profile; (d)surface of EF-Z profile

2.4 截面尺寸

理想的型材拉伸試樣截面為矩形，在單軸拉伸過(guò)程中試樣截面上拉應(yīng)力分布均勻。然而，在型材擠壓成形過(guò)程中受材料流動(dòng)性[14]、模具表面摩擦力[15]、溫度場(chǎng)分布等因素的影響，成型后的型材坯料截面尺寸存在局部波動(dòng)，導(dǎo)致拉伸試樣截面形狀也不完全為規(guī)則的矩形。試樣拉伸過(guò)程中截面形狀的變化可能導(dǎo)致局部應(yīng)力分布不均，從而影響試樣整體拉伸性能[16]。通過(guò)測(cè)量型材拉伸試樣不同位置的壁厚尺寸，來(lái)對(duì)比分析壁厚不均對(duì)型材拉伸性能的影響。圖8給出了試樣的壁厚測(cè)量位置以及DE-Z和EF-Z型材試樣各部位壁厚極差分布情況。從圖8可以看出，EF-Z型材的壁厚處于2.0～2.4 mm之間，最大極差為0.24 mm；DE-Z型材的壁厚處于1.6～2.2 mm之間，最大極差為0.47 mm。因此，DE-Z型材壁厚相對(duì)較薄，拉伸過(guò)程中因壁厚差異導(dǎo)致的應(yīng)力分布不均更加明顯，尤其在壁厚較薄部位的應(yīng)力值升高，導(dǎo)致材料提前發(fā)生屈服并產(chǎn)生微力矩，影響單軸拉伸應(yīng)力狀態(tài)，從而使不同試樣之間的強(qiáng)度出現(xiàn)較大波動(dòng)。

圖8 拉伸試樣厚度極差分布圖Fig.8 Distribution chart of thickness range for different tensile specimens

3 結(jié) 論

(1)熱擠壓態(tài)TA15鈦合金型材(DE-Z)的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度的一致性較差，不同部位的強(qiáng)度值分布較分散。相比之下，“熱擠壓+脈沖鍛打”態(tài)TA15鈦合金型材(EF-Z)力學(xué)性能表現(xiàn)出較好的均勻性，不同批次間性能一致性好，抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度的離散系數(shù)較低。

(2)EF-Z型材表面狀態(tài)較好，近表面的組織細(xì)小，存在分布均勻的晶粒細(xì)化層，同時(shí)型材截面形狀更規(guī)則，壁厚極差小；而DE-Z型材表面質(zhì)量較差，近表面晶粒細(xì)化層較淺且分布不均勻，壁厚局部波動(dòng)明顯，這導(dǎo)致DE-Z型材不同位置的力學(xué)性能差異較大。

(3)表面脈沖鍛打能夠有效改善TA15鈦合金型材表面狀態(tài)、截面尺寸和微觀組織，提高型材性能均勻性。