TC17合金β鍛管形件近等溫擠壓成形工藝研究

陳明，葉俊青，曾衛(wèi)東，雷臨蘋，趙子博，黃常勛

TC17合金β鍛管形件近等溫擠壓成形工藝研究

陳明1，葉俊青1，曾衛(wèi)東2，雷臨蘋1，趙子博3，黃常勛1

（1.貴州安大航空鍛造有限責(zé)任公司，貴州 安順 561005；2.西北工業(yè)大學(xué) 材料學(xué)院，西安 710072；3.中國科學(xué)院金屬研究所，沈陽 110016）

研究β鍛管形件近等溫擠壓成形工藝對TC17合金顯微組織和力學(xué)性能的影響。采用DEFORM–3D軟件模擬分析了實心擠壓和空心擠壓成形TC17合金管形件的變形特征，模擬分析2種擠壓方式成形下TC17合金管形件在固溶處理過程中的冷卻效果。對空心擠壓成形的鍛件進行金相組織表征和力學(xué)性能測試。模擬結(jié)果表明，相較于實心擠壓的方式，空心擠壓方案整體應(yīng)變較大、變形均勻、材料利用率高、固溶冷速較快且均勻性較好。試驗結(jié)果表明，空心擠壓成形的鍛件質(zhì)量良好，整體的宏觀/微觀組織均勻，室溫拉伸性能和斷裂韌性一致性好，且滿足相關(guān)指標要求?？招臄D壓方案滿足該管形鍛件研制要求，研究結(jié)果可以為類似管形件制備提供依據(jù)。

TC17合金；β鍛；管形件；近等溫擠壓

TC17鈦合金（美國牌號Ti–17）是一種富β穩(wěn)定元素的α+β兩相鈦合金，名義成分為Ti–5Al–2Sn– 2Zr–4Mo–4Cr，相變點為880～900 ℃[1-2]。該合金因具有高強度、高斷裂韌性、高淬透性等特點，被應(yīng)用于先進航空發(fā)動機的整體葉盤、壓氣機盤、葉片、鼓筒等關(guān)鍵部件[3-4]。

近等溫鍛技術(shù)是一種解決某些低塑性和難變形材料成形問題的先進鍛造技術(shù)，基本原理為鍛造過程中模具溫度與坯料溫度一致或略低于坯料溫度，相比于普通模鍛技術(shù)，近等溫鍛工藝可減小或消除模具激冷和材料應(yīng)變硬化的影響，顯著降低變形抗力，提高坯料的成形性能[5]。擠壓是金屬坯料在模具內(nèi)通過壓力機提供壓力和一定速度，迫使金屬擠出，從而獲得所需形狀、尺寸并具有一定力學(xué)性能的擠壓產(chǎn)品[6]。TC17鈦合金經(jīng)β鍛造獲得的網(wǎng)籃組織與等軸和雙態(tài)組織相比，具有更高的斷裂韌性，與β熱處理組織相比塑性更好，符合高損傷容限和強韌性的設(shè)計要求[7-11]。圖1為采用β鍛造成形的某航空發(fā)動機TC17鈦合金鼓筒管形件結(jié)構(gòu)的示意圖。文中對管形件成形工藝方案開展了研究，根據(jù)粗加工鍛件規(guī)格，設(shè)計了近等溫實心棒材擠壓、空心環(huán)坯擠壓2種成形方案，結(jié)合TC17合金β鍛造，采用數(shù)值模擬手段對成形過程中的變形量、變形均勻性，固溶過程中的冷卻速度、冷卻均勻性等方面進行分析，對比分析2種方案的特點，并對其中較優(yōu)方案開展了產(chǎn)品試制，進一步驗證所設(shè)計方案的科學(xué)合理性。

圖1 某鼓筒粗加工鍛件示意圖

1 試驗

1.1 方法

文中采用的試驗材料為TC17合金棒材，直徑為250 mm，化學(xué)成分見表1，經(jīng)金相法測定其β轉(zhuǎn)變溫度為895 ℃。合金組織如圖2所示，在低倍下組織為模糊晶，高倍下呈現(xiàn)出均勻良好的雙態(tài)組織。

表1 TC17合金主要化學(xué)成分

Tab.1 Chemical composition of TC17 alloy wt.%

圖2 棒材TC17合金的顯微組織

為使鍛件獲得良好的網(wǎng)籃組織，采用相變點以上20～50 ℃的近等溫β鍛擠壓成形，鍛造時合金變形量應(yīng)適中，變形量過小會導(dǎo)致原始晶界破碎不充分，顯微組織存在連續(xù)、完整的晶界α相，拉伸強度降低，變形量過大會導(dǎo)致β晶粒形態(tài)“拉長”現(xiàn)象明顯，晶內(nèi)α相長度相對較小，斷裂韌性下降[12]。

目標產(chǎn)品粗加工規(guī)格如圖1所示，高度為460 mm，直徑為183 mm，高徑比約為2.5︰1，質(zhì)量為27.3 kg。鍛件結(jié)構(gòu)為長軸管形件，從整體組織及性能均勻性考慮，宜采用長度方向整體變形，分別設(shè)計了實心擠壓和空心擠壓成形2種方案。實心擠壓方案采用250 mm×332 mm棒材經(jīng)近等溫擠壓成形得到圖3a所示的鍛件，機加后獲得目標產(chǎn)品；空心擠壓方案采用250 mm×245 mm棒材，在胎膜中鐓粗沖孔后局部機加獲得250 mm×127 mm×278 mm環(huán)形中間坯，經(jīng)近等溫擠壓成形得到圖3b所示的鍛件，機加后獲得目標產(chǎn)品。實心擠壓方案的下料質(zhì)量為76.3 kg，材料利用率約為35.7%；空心擠壓方案的下料質(zhì)量約為56.3 kg，材料利用率約為48.5%。對應(yīng)工藝流程見圖4。

熱處理采用固溶+時效工藝，固溶溫度為800 ℃，經(jīng)4 h保溫后水冷，時效溫度為630 ℃，保溫8 h后空冷。鍛件熱處理后按圖1規(guī)格進行粗加工，而后沿高度（長度）方向均分為3個部分，每部分分別取樣進行理化測試，分析其顯微組織（檢驗方法參照GB/T 5168），并進行室溫拉伸（弦向，檢驗方法參照GB/T 228）和斷裂韌性（L–C向，檢驗方法參照GB/T 4161）測試，試樣從壁厚的1/2處取樣。

圖3 2種成形方案的毛坯鍛件設(shè)計（雙點劃線為粗加工鍛件輪廓）

1.2 模擬過程

TC17鈦合金有限元模擬的相關(guān)研究為實際應(yīng)用提供了基礎(chǔ)的理論指導(dǎo)[13-16]，文中結(jié)合生產(chǎn)實際，應(yīng)用DEFORM–3D軟件對2種鍛件成形方案進行數(shù)值模擬分析。模擬時，下模和上模均設(shè)置為剛性體，模具溫度為相變點以下50 ℃。坯料設(shè)置為剛黏塑性體，采用軟件材料數(shù)據(jù)庫中的TC17合金應(yīng)力–應(yīng)變數(shù)據(jù)，坯料加熱溫度設(shè)置為相變點以上40 ℃，坯料與模具接觸面摩擦因數(shù)為0.25，擠壓速度采用先快后慢的方式，初始速度為2 mm/s，穩(wěn)態(tài)擠壓后采用恒速度0.5 mm/s。

應(yīng)用DEFORM–3D軟件對固溶冷卻效果進行模擬分析，設(shè)置毛坯鍛件經(jīng)800 ℃加熱后轉(zhuǎn)移至水槽進行冷卻，環(huán)境溫度為20 ℃，轉(zhuǎn)移過程中與環(huán)境對流交換系數(shù)為0.02 N/(s·mm·℃)，轉(zhuǎn)移時間為40 s，設(shè)置水溫為15 ℃（實際生產(chǎn)中采用循環(huán)水冷，可視作溫度恒定），水冷過程中對流交換系數(shù)為12 N/ (s·mm·℃)，水冷至常溫。

圖4 TC17合金鼓筒鍛件成形工藝流程

2 結(jié)果與分析

2.1 有限元模擬

2.1.1 擠壓成形過程的變形數(shù)值模擬

圖5為實心棒材近等溫擠壓過程等效應(yīng)變圖。實心棒材擠壓成形時，坯料置于下模上部，隨著上模下移，坯料逐步擠入變形區(qū)發(fā)生變形，如圖5b所示，并隨著進入變形區(qū)坯料體積的增加，擠壓載荷快速升高，參見圖6所示的擠壓載荷曲線。當坯料充滿變形區(qū)并擠入模具下部的深腔部位（見圖5c）時，擠壓載荷達到最大，約為794 t，此后緩慢平穩(wěn)下降，成形進入擠壓穩(wěn)態(tài)階段至變形結(jié)束。擠出的實心毛坯存在3個小變形區(qū)，分別位于上、下端和心部。毛坯鍛件上端存在變形死區(qū)，長度約為18 mm，這是金屬與上模接觸面的摩擦作用導(dǎo)致的，該部位變形死區(qū)可在粗加工過程中去除。下端部位由于擠出階段的變形金屬較小，存在約40 mm的小變形區(qū)（等效應(yīng)變約為0.25～0.5），該部位小變形區(qū)將遺留至最終粗加工鍛件；受棒坯擠壓比（約為1.32︰1）限制，心部約1/3直徑范圍內(nèi)存在小變形區(qū)（等效應(yīng)變約為0.35～0.6），該部位小變形區(qū)可在粗加工過程中去除。

圖7為空心環(huán)坯近等溫擠壓過程等效應(yīng)變圖，圖8為空心環(huán)坯擠壓成形方案模擬的擠壓載荷曲線。空心環(huán)坯擠壓成形時，坯料置于下模筒部，擠壓桿伸入環(huán)坯中間，隨著上模下移，坯料逐步擠入變形區(qū)發(fā)生變形（見圖7b），隨著進入變形區(qū)坯料體積的增加和擠壓載荷的快速升高（見圖8）。當坯料充滿變形區(qū)并擠入模具下部的深腔部位（見圖7c）時，擠壓載荷達到最大，約為940 t，此后緩慢平穩(wěn)下降，成形進入擠壓穩(wěn)態(tài)階段至變形結(jié)束。擠壓桿與下模臺階形成擠壓作用，金屬變形量較大，毛坯鍛件僅存在一個小變形區(qū)，位于上端，長度約為18 mm（見圖7d），該部位小變形區(qū)可在粗加工過程中去除，粗加工位置在變形過程中整體應(yīng)變?yōu)?.7～1.5，無小應(yīng)變區(qū)。該方案可滿足鍛件成形及組織性能對變形量、變形均勻性的控制要求。

圖5 實心棒材近等溫擠壓過程等效應(yīng)變分布

圖6 實心棒材擠壓成形方案模擬的擠壓載荷曲線

圖7 空心環(huán)坯近等溫擠壓過程等效應(yīng)變分布

圖8 空心環(huán)坯擠壓成形方案模擬的擠壓載荷曲線

2.1.2 熱處理固溶冷卻過程數(shù)值模擬

在熱處理固溶過程中，鍛件出爐后的冷卻速度對其顯微組織和力學(xué)性能影響較大。相關(guān)研究指出，較慢的冷卻速度會導(dǎo)致TC17鈦合金中的初生α相尺寸變大，合金強度降低[17-18]。因此，基于熱處理調(diào)控TC17鈦合金鍛件的力學(xué)性能選擇合適的冷卻速度尤為關(guān)鍵。圖9和圖10分別為實心棒材擠壓和空心環(huán)坯擠壓鍛件熱處理過程中溫度變化的情況。對于實心棒材擠壓方案，在鍛件出爐800 s左右冷卻至400 ℃以下，2 000 s左右冷卻至50 ℃以下（見圖9），出爐鍛件由外而內(nèi)冷卻，整體上冷卻速度較慢、冷卻均勻性較差。對于空心環(huán)坯擠壓方案，在鍛件出爐50 s左右冷卻至400 ℃以下，出爐170 s左右冷卻至50 ℃以下（見圖10）。相比于實心棒材擠壓方案，后者鍛件的外壁和內(nèi)徑同時冷卻，冷卻速度較快，冷卻均勻性良好，可滿足該管形件對固溶冷卻速度的要求。

圖9 實心棒材擠壓鍛件固溶冷卻過程數(shù)值模擬

圖10 空心環(huán)坯擠壓鍛件固溶冷卻過程數(shù)值模擬

2.1.3 生產(chǎn)驗證方案選擇

根據(jù)2.1.1和2.1.2部分論述，發(fā)現(xiàn)空心環(huán)坯擠壓方案近等溫擠壓過程中應(yīng)變均勻合理（粗加工位置在變形過程中等效應(yīng)變?yōu)?.7～1.5，無小應(yīng)變區(qū)），固溶冷卻過程中外壁和內(nèi)徑同時冷卻，冷卻速度較快，冷卻均勻性良好（鍛件出爐50 s左右冷卻至400 ℃以下，出爐170 s左右冷卻至50 ℃以下，鍛件的外壁和內(nèi)徑同時冷卻），這符合文獻[12]和文獻[17]中對變形量和固溶冷卻速度的要求。為進一步驗證空心環(huán)坯擠壓方案的可行性，對該方案開展生產(chǎn)驗證（見2.2節(jié)）。

2.2 空心環(huán)坯擠壓方案實際生產(chǎn)驗證

2.2.1 生產(chǎn)過程

棒材下料后在胎膜中制坯，經(jīng)機加獲得擠壓用環(huán)形中間坯，實物如圖11所示。圖12為鍛件出模后的實物，可見鍛件成形良好，無凸耳、折疊等缺陷。

圖11 擠壓用環(huán)形中間坯實物

圖12 鍛件實物

2.2.2 高低倍組織

鍛件經(jīng)固溶+時效后的低倍組織如圖13所示，鍛件上、中、下3個部位的橫截面均呈現(xiàn)出清晰、半清晰晶組織，無夾雜、折疊等缺陷，從上到下低倍組織均勻一致。鍛件橫截面的高倍組織如圖14所示，鍛件上、中、下3個部位均呈現(xiàn)出典型的網(wǎng)籃組織，組織均勻，原始β晶界處為不連續(xù)的晶界α相，β晶粒內(nèi)為片層狀α板條和殘余β相。

圖13 低倍組織取樣及結(jié)果

圖14 典型高倍照片

2.2.3 力學(xué)性能

表2為鍛件經(jīng)固溶+時效處理后上、中、下3個部位的室溫拉伸性能、硬度和斷裂韌性。可以看出，上、中、下3個部位的拉伸性能和斷裂韌性相當，說明鍛件整體的力學(xué)性能均勻。屈服強度約為1 110 MPa，抗拉強度約為1 180 MPa，伸長率為11%～14%，斷裂韌性約90 MPa·m1/2，相關(guān)數(shù)據(jù)富余量大，均滿足標準要求。鍛件各部位力學(xué)性能具有高度一致性，這與擠壓和固溶熱時效處理后均勻的顯微組織有關(guān)。

表2 室溫拉伸性能

Tab.2 Tensile properties under room temperature

3 結(jié)論

1）基于DEFORM–3D軟件進行數(shù)值模擬，對比分析了實心擠壓和空心擠壓成形TC17合金管形件的變形特征和后續(xù)固溶處理的冷卻過程。相較于實心擠壓的方式，空心環(huán)坯擠壓方案粗加工部位等效應(yīng)變?yōu)?.7～1.5，無小應(yīng)變區(qū)，整體變形量適中且均勻?？招沫h(huán)坯擠壓方案材料利用率較高，為48.5%?？招沫h(huán)坯擠壓方案固溶過程中鍛件出爐50 s左右冷卻至400 ℃以下，出爐170 s左右冷卻至50 ℃以下，鍛件的外壁和內(nèi)徑同時冷卻，冷速快且內(nèi)外冷速一致。

2）對空心環(huán)坯擠壓方案進行生產(chǎn)驗證，鍛件成形質(zhì)量良好；各部位低倍組織均勻一致，為TC17合金β鍛造后典型的清晰晶、半清晰晶組織；各部位高倍組織形態(tài)相同，為典型的網(wǎng)籃組織；室溫拉伸性能、硬度、斷裂韌性滿足相關(guān)指標要求，各部位數(shù)據(jù)一致性好，富余量大。

3）組織均勻是性能一致的前提，采用空心環(huán)坯擠壓成形方案得到的TC17合金β鍛管形件滿足鍛件研制要求，研究結(jié)果可為類似鍛件制備提供借鑒。

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β-forged Tubular Part of TC17 Alloy Produced via Near-isothermal Extrusion Process

CHEN Ming1, YE Jun-qing1, ZENG Wei-dong2, LEI Lin-ping1, ZHAO Zi-bo3, HUANG Chang-xun1

(1. Guizhou Anda Aviation Forging Co., Ltd., Guizhou Anshun 561005, China; 2. School of Materials Science and Engineering, Northwestern Polytechnical University, Xi'an 710072, China; 3. Institute of Metal Research, Chinese Academy of Sciences, Shenyang 110016, China)

The purpose of this paper is to study the effect of near-isothermal extrusion forming process on the microstructure and mechanical properties of TC17 β-forged tubular part. Two extrusion strategies including solid extrusion and hollow extrusion are employed in this work. The deformation characteristics of TC17 alloy tubular parts produced by solid extrusion and hollow extrusion are analyzed and the cooling effect of TC17 alloy tubular parts during solution treatment is studied with the DEFORM-3D simulation software. The simulation results show that the tubular part produced by the hollow extrusion has larger overall strain, more uniform deformation, higher material utilization rate, faster solution cooling rate and better overall cooling uniformity compared with that produced by the solid extrusion. The experimental results show that the forging of hollow extrusion has better forming quality. The overall macro/microstructure, tensile properties and fracture toughness of tubular part present better uniform, meeting the standard requirements. In summary, the β-forged tubular parts produced by hollow extrusion can meet the development requirements, and the research results provide a basis for the preparation of similar tubular forgings.

TC17 alloy; β forging; tubular part; near-isothermal extrusion

10.3969/j.issn.1674-6457.2022.06.003

TG316；TG319

A

1674-6457(2022)06-0020-08

2022–03–09

國家自然科學(xué)基金（51905436）

陳明（1989—），男，工程師，主要研究方向為難變形材料等溫鍛造工藝。

葉俊青（1973—），男，碩士，研究員，主要研究方向為航空材料鍛造工藝。

責(zé)任編輯：蔣紅晨