具有層片狀α相組織的TB8鈦合金熱變形行為及本構(gòu)方程

周亞利，楊秋月，張文瑋，劉田文，何 威，吳 珍，伍 銘，譚元標(biāo)

(1 貴州大學(xué) 材料與冶金學(xué)院，貴陽 550025；2 貴州大學(xué)貴州省材料結(jié)構(gòu)與強(qiáng)度重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，貴陽 550025)

鈦合金因優(yōu)異的室溫和高溫力學(xué)性能、良好的焊接性能和耐腐蝕性能被廣泛用作航空領(lǐng)域的鈑金零件、大型鍛件、焊接件以及緊固件[1-2]。鈦合金構(gòu)件的力學(xué)性能取決于熱成形加工后所形成的微觀組織。采用合適的熱成形加工工藝可獲得力學(xué)性能優(yōu)異的微觀組織[3]。目前，對于鈦合金的熱鍛成形加工方法，主要在α+β雙相區(qū)加工、近β相區(qū)加工和單β相區(qū)加工[4-6]。但是，在不同溫度區(qū)間進(jìn)行熱加工，合金構(gòu)件的組織會有所區(qū)別，這會導(dǎo)致其力學(xué)性能也呈現(xiàn)出較大差異。

TB8鈦合金是一種亞穩(wěn)態(tài)β型鈦合金，因超高的強(qiáng)度以及高的合金含量，導(dǎo)致其熱加工范圍較窄。為了控制合金構(gòu)件的微觀組織和改善合金的力學(xué)性能，需要深入研究該合金的熱變形行為。近年來，關(guān)于TB8鈦合金熱變形行為的研究僅有少量文獻(xiàn)報(bào)道[7-9]。Duan等[7]和Tang等[8]研究了鍛態(tài)具有少量α相組織的TB8鈦合金的熱變形行為，構(gòu)建了該合金的熱變形本構(gòu)方程。前期工作中，本課題組已研究了具有不同初始β晶粒尺寸的TB8鈦合金單β相區(qū)的熱變形行為，分析了不同晶粒尺寸和熱加工參數(shù)對該合金熱加工行為的作用機(jī)理，構(gòu)建了熱變形本構(gòu)模型。基于熱加工圖分析，獲得了具有不同晶粒尺寸的TB8鈦合金的最優(yōu)熱加工參數(shù)[9]。TB8鈦合金的熱變形行為是顯著依賴于合金的初始組織和熱加工參數(shù)。根據(jù)文獻(xiàn)報(bào)道[10-12]，對于具有層片狀α相組織的鈦合金在α+β雙相區(qū)進(jìn)行熱加工，可獲得球狀α相和β相的雙相組織。這種組織表現(xiàn)出高的塑性和室溫強(qiáng)度以及優(yōu)異的疲勞性能[2]。然而，具有層片狀α相組織的TB8鈦合金在α+β雙相區(qū)的熱變形行為鮮見報(bào)道。

為了改善TB8鈦合金的疲勞性能，本工作將深入研究具有層片狀α相組織的TB8鈦合金在α+β雙相區(qū)的熱變形行為，分析具有層片狀α相組織的TB8鈦合金的流變行為，建立熱加工參數(shù)與流變應(yīng)力之間的本構(gòu)模型，并預(yù)測不同變形條件下的流變應(yīng)力。

1 實(shí)驗(yàn)材料與方法

本工作采用TB8鈦合金為鍛造棒材，Tβ轉(zhuǎn)變溫度為815 ℃[9]，該合金的成分如表1所示。將初始態(tài)合金進(jìn)行1200 ℃，保溫1 h的退火熱處理，隨后爐冷至室溫。合金經(jīng)熱處理后的初始組織如圖1所示，粗大的β相晶粒內(nèi)部包含大量層片狀α相。將經(jīng)熱處理的樣品加工成φ8 mm×12 mm的熱變形試樣。為了研究具有初始層片狀α相組織的TB8鈦合金的熱變形行為及本構(gòu)模型，采用Gleeble 3500熱模擬壓縮機(jī)對合金進(jìn)行熱變形實(shí)驗(yàn)。變形溫度為650～800 ℃，溫度間隔為50 ℃，應(yīng)變速率為0.001～1 s-1，真應(yīng)變?yōu)?.7。將試樣以10 ℃/s的速率直接加熱到實(shí)驗(yàn)設(shè)定的變形溫度，保溫5 min以消除試樣內(nèi)外的溫度梯度。變形后立即水冷到室溫。

表1 TB8鈦合金的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)

圖1 TB8鈦合金在1200 ℃，保溫1 h退火處理后的金相組織

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 流變曲線

圖2為TB8鈦合金在不同變形條件下的真應(yīng)力-應(yīng)變曲線，在變形條件為650 ℃/1 s-1時(shí)，如圖2(a)所示，流變應(yīng)力隨真應(yīng)變增加快速增加，并達(dá)到一個(gè)峰值，隨后隨真應(yīng)變的增加緩慢降低，呈現(xiàn)一個(gè)連續(xù)屈服現(xiàn)象。類似的現(xiàn)象也曾在具有初始層片狀α相組織的47Zr-45Ti-5Al-3V合金中觀察到[12]。這種連續(xù)的屈服現(xiàn)象主要與流變局部帶的形成、變形熱、層狀α相的球化等微觀組織變化有關(guān)。隨著變形溫度從700 ℃升高到800 ℃，變形初期階段的流變曲線可觀察到一個(gè)顯著的不連續(xù)屈服現(xiàn)象。對于鈦合金，這種不連續(xù)屈服現(xiàn)象主要發(fā)生在β相區(qū)的熱變形過程中或者是具有單β相組織的鈦合金在β相區(qū)的熱變形過程中。在鈦合金中，這種不連續(xù)屈服現(xiàn)象目前有兩種理論可以解釋：靜態(tài)理論[13]和動(dòng)態(tài)理論[14-15]。但Ankem等[16]研究發(fā)現(xiàn)Ti-V和Ti-Mn合金在高溫拉伸變形后，在同一溫度下再次變形時(shí)并未再現(xiàn)不連續(xù)屈服現(xiàn)象。因此，他們認(rèn)為靜態(tài)理論并不能很好地解釋這種現(xiàn)象。對于動(dòng)態(tài)理論，該理論認(rèn)為不連續(xù)屈服現(xiàn)象與大量可動(dòng)位錯(cuò)突然從晶界增殖有關(guān)。在本工作中，具有初始層片狀α相的TB8鈦合金的熱成形是在α+β雙相區(qū)進(jìn)行，這表明合金在變形過程中發(fā)生了α→β相的轉(zhuǎn)變。眾所周知，熱變形過程中，可動(dòng)位錯(cuò)密度是依賴于應(yīng)變速率。兩者之間可用如下關(guān)系描述[16]：

(1)

圖2 TB8鈦合金在不同變形條件下的真應(yīng)力-應(yīng)變曲線

2.2 動(dòng)力學(xué)分析

(2)

式中：Q為形變激活能；R為理想氣體常數(shù)；A，α，n為與溫度無關(guān)的材料常數(shù)。將式(2)取對數(shù)，得出以下公式：

(3)

將實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)代入式(3)，計(jì)算分析可得：α=0.00344 MPa-1；Q=415.096 kJ/mol；n=6.57；A=7.46×1019s-1。

(4)

圖3 TB8鈦合金峰值應(yīng)力與應(yīng)變速率的關(guān)系

圖4 TB8鈦合金峰值應(yīng)力與變形溫度的關(guān)系

(5)

(6)

圖5 TB8鈦合金峰值應(yīng)力(σp)與Z參數(shù)之間的關(guān)系

通常，根據(jù)公式(3)計(jì)算合金熱變形激活能以及材料常數(shù)時(shí)忽略了應(yīng)變對流變行為的作用。然而，一些文獻(xiàn)已報(bào)道，熱變形過程中的熱變形激活能和材料常數(shù)會受到應(yīng)變的影響[19-20]。為了分析熱變形激活能和材料常數(shù)與應(yīng)變之間的定量關(guān)系，可認(rèn)為Q，α，n和lnA是與應(yīng)變相關(guān)的多項(xiàng)式函數(shù)，在本構(gòu)方程中考慮應(yīng)變的影響。α，A，n和Q與真應(yīng)變ε之間可分別用式(7)～(10)的五次多項(xiàng)式表示。

α=α0+α1ε+α2ε2+α3ε3+α4ε4+α5ε5

(7)

n=n0+n1ε+n2ε2+n3ε3+n4ε4+n5ε5

(8)

Q=Q0+Q1ε+Q2ε2+Q3ε3+Q4ε4+Q5ε5

(9)

lnA=A0+A1ε+A2ε2+A3ε3+A4ε4+A5ε5

(10)

先根據(jù)式(2)，(3)計(jì)算出不同應(yīng)變條件下的α，A，n和Q值。然后將其帶入式(7)～(10)求出方程的各項(xiàng)系數(shù)，即可獲得α，A，n和Q值與ε之間多項(xiàng)式關(guān)系表達(dá)式。式(7)～(10)的各項(xiàng)系數(shù)如表2所示。不同應(yīng)變條件下α，lnA，n和Q值的變化情況如圖6所示，表明根據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)和多項(xiàng)式函數(shù)計(jì)算獲得的形變激活能和材料常數(shù)保持良好的相關(guān)性。從圖6中可以觀察到，α值是隨真應(yīng)變的增加而增加，而A，n和Q值是隨真應(yīng)變的增加而逐漸降低。

表2 TB8鈦合金的α, n, Q和lnA的參數(shù)擬合結(jié)果

圖6 不同應(yīng)變條件下α, lnA, n和Q值的變化情況 (a)α;(b)lnA;(c)n;(d)Q

圖7 TB8鈦合金在不同應(yīng)變速率下實(shí)驗(yàn)流變應(yīng)力與預(yù)測流變應(yīng)力的比較

當(dāng)修正的α，A，n和Q值計(jì)算出之后，可根據(jù)如下方程預(yù)測不同應(yīng)變條件下的流變應(yīng)力值：

(11)

圖7為TB8鈦合金在不同應(yīng)變速率下實(shí)驗(yàn)流變應(yīng)力與預(yù)測流變應(yīng)力的比較。如圖7所示，在所有變形條件下實(shí)驗(yàn)獲得的流變應(yīng)力值與式(11)預(yù)測的流變應(yīng)力值之間都保持較高的吻合度。為了進(jìn)一步分析實(shí)驗(yàn)獲得的流變應(yīng)力與本構(gòu)方程預(yù)測的流變應(yīng)力之間的相關(guān)性，可利用兩者之間的相關(guān)系數(shù)(R2)和平均相對誤差(AARE)參數(shù)來進(jìn)行定量分析。兩者之間的R2和AARE值可通過式(12)，(13)進(jìn)行計(jì)算[20-21]：

(12)

(13)

圖8 不同變形條件下預(yù)測應(yīng)力與實(shí)驗(yàn)應(yīng)力的相關(guān)性

3 結(jié)論

(1)在應(yīng)變速率為1 s-1時(shí)，650 ℃變形的流變曲線展現(xiàn)出連續(xù)的流變軟化，當(dāng)溫度高于650 ℃時(shí)，流變曲線展現(xiàn)出一個(gè)應(yīng)力降現(xiàn)象。隨應(yīng)變速率的降低和溫度的增加，應(yīng)力降現(xiàn)象消失。當(dāng)應(yīng)變速率為0.001 s-1時(shí)，750 ℃和800 ℃的流變曲線呈現(xiàn)出動(dòng)態(tài)再結(jié)晶特征。

(3)α，A，n和Q值與真應(yīng)變ε之間的關(guān)系模型已建立。應(yīng)變對α，A，n和Q值的影響已分析。α值是隨真應(yīng)變的增加而增加，而A，n和Q值是隨應(yīng)變的增加而逐漸降低。實(shí)驗(yàn)應(yīng)力值和預(yù)測應(yīng)力值之間的相關(guān)系數(shù)和平均相對誤差參數(shù)分別為0.945和9.08%。