TC1钛合金的高温流变行为

欧阳金栋，陈明和，刘慧慧，王辉，王琦，赵海艳

（1.江西洪都航空工业集团有限责任公司660所，南昌 330024；2.南京航空航天大学机电工程学院，南京 210016；3.西安航空发动机（集团）有限公司，西安 710021）

0 引 言

TC1钛合金具有密度小、比强度高、热塑性优良、耐蚀性好等优点，在航空、宇航、造船、医疗器械等方面获得了广泛应用［1－3］。然而，TC1钛合金在常温下的塑性较差，成形困难，通过热塑性成形可以解决这一难题，同时还可以改善它的组织和性能。流变应力是材料力学性能和显微组织变化的综合体现［4－5］。系统研究材料的流变应力可以为钛合金的塑性成形提供参考。

目前，国内外对TC1钛合金的研究主要集中于应力松弛及其成形性能等方面［6－8］，而不同条件下成形时其力学性能的变化规律还没有人进行系统的研究，而且，高温成形时流变应力的变化规律难以描述。李枫等［9］通过热拉伸研究发现，LY12M 铝合金板同步冷却热拉伸并固溶时效后的性能得到了很大改善，屈服强度、抗拉强度都有很大提高；申发兰［10］通过热拉伸试验研究发现TA15合金的高温流变应力随温度升高而降低，随应变速率增大而增大。

为了得到不同温度和应变速率下TC1钛合金流变应力的变化规律，作者通过热拉伸试验研究了变形温度、应变速率对TC1钛合金流变应力的影响，观察了在不同变形温度和应变速率条件下的组织演变，最后根据热拉伸试验数据建立了高温形变本构方程，为TC1钛合金板材热成形工艺的制订及数值模拟提供参考。

1 试样制备与试验方法

试验材料为1mm厚的冷轧TC1钛合金板，其化学成分如表1所示。高温拉伸试样采用精细电火花线切割加工而成，其形状和尺寸如图1所示。先去除线切割试样的毛刺，然后用酒精擦拭表面。试验前试样表面需喷氮化硼以防止表面氧化。

高温拉伸试验在RG2000－2A型微机控制的电子万能试验机上进行，变形温度为650～750℃，应变速率为0.0005～0.01s－1。高温拉伸试验采用三段圆式电阻炉进行加热，温度升至预定温度后保温5min，然后进行试验。拉伸后的试样立即进行水淬处理，以保留变形后的组织。由计算机系统控制位移、速度等变形条件以及采集载荷、位移等数据，通过计算得到真应力－真应变曲线。

表1 试验用TC1钛合金板的化学成分（质量分数）Tab.1 Chemical compositions of tested TC1titanium alloy sheet（mass） %

图1 高温拉伸试样的尺寸Fig.1 Dimension of high temperature tensile sample

采用奥林巴斯GX71型光学显微镜观察显微组织，腐蚀剂由 HF、HNO3、H2O按体积比为1∶3∶10混合而成。

2 试验结果与讨论

2.1 真应力－真应变曲线

由图2可以看出，在给定的热拉伸试验条件下，TC1钛合金板的流变应力呈现出如下的变化规律：首先随真应变的增加而迅速增大，出现峰值后逐渐缓慢下降；当变形温度一定时，流变应力随应变速率的增大而增大；当应变速率相同时，在相同的应变下，变形温度越高，对应的流变应力越低；随着变形温度升高和应变速率降低，试样发生断裂时的最终应变增大，即伸长率增大，这说明伸长率与变形温度成正比，与应变速率成反比；在变形温度超过700℃且应变速率小于0.0018s－1时，拉伸流变应力曲线出现明显的波动。

图2 TC1钛合金板在不同温度和应变速率下的真应力－真应变曲线Fig.2 True stress－true strain curves of TC1titanium alloy sheet at different temperatures and strain rates

高温下拉伸时流变应力变化的主要原因如下［11］。其一，随着温度升高，热激活作用增强，金属原子的平均动能增加，原子振动的振幅增大，导致位错与空位的活动性提高、滑移系增多，从而使得塑性增强，强度降低；同时，在高温下拉伸时发生的动态回复与动态再结晶对TC1钛合金产生了一定的软化作用，这些因素的综合作用使得临界切应力下降，从而导致流变应力减小。其二，随着应变速率增大，TC1钛合金的形变存储能增加，塑性变形不能在变形体内充分完成，更多地表现为弹性变形，这样将使加工硬化效果更加明显，因而流变应力增大。

2.2 显微组织

由图3可以看出，TC1钛合金板的原始组织由白色的α相和黑色的β相组成，为典型的双相组织；在650，700，750 ℃下以0.01s－1的应变速率拉伸后，晶粒尺寸没有发生明显的变化，只是沿纵向拉伸方向被拉长了，结合流变应力曲线可知此时材料内部发生了动态回复，动态再结晶不明显。在上述温度下变形时，由于应变速率较高（0.01s－1），形变时间较短，原子扩散得不充分，位错来不及抵消，从而导致位错密度越来越高，这时即使是温度达到了材料的再结晶温度，原子活动能力提高了，也仍然来不及通过形核及长大的再结晶过程使晶体中的位错数量大幅减少。所以650，700，750℃下以0.01s－1的应变速率拉伸后，TC1钛合金板的软化机制以动态回复为主。

由图4可知，与原始组织相比，TC1钛合金在750℃以0.01s－1的应变速率拉伸后，只是晶粒沿纵向被拉长，其它没有明显变化。可见，当变形温度为750℃时，较高的应变速率不足以使TC1钛合金发生再结晶；当应变速率减小到0.0018s－1时，组织明显细化，出现了少量的等轴晶粒。可见，较低的应变速率促进了动态再结晶的发生，这同真应力－真应变曲线得到的结论一致。当应变速率进一步减小至0.0005s－1时，由于应变速率很低，高温停留时间较长，动态再结晶进行得比较充分，形成了均匀分布的等轴晶粒，且晶粒尺寸较0.0018s－1下的明显增大。

图3 TC1钛合金在不同温度下拉伸前后的显微组织（应变速率为0.01s－1）Fig.3 Microstructure of TC1titanium alloy before（a）and after（b－d）drawing at different temperatures with strain rate of 0.01s－1

图4 TC1钛合金在不同应变速率下拉伸前后的显微组织（温度为750℃）Fig.4 Microstructure of TC1titanium alloy before（a）and after（b－d）drawing at different strain rates with temperature of 750℃

3 材料的本构模型

3.1 模型的选择

本构模型是利用数学方式来描述材料在变形过程中的流变应力。模型主要分成两类，第一类模型直接描述变形条件（如温度、应变速率等）对流变应力的影响，这类模型适用于加工硬化行为占主导因素时的情况；第二类模型则考虑了变形对材料内在结构状态影响的因素，变形条件主要取决于材料的结构［12］。第一类模型的系数主要包括成形条件中影响最大的加工硬化系数n、应变速率敏感系数m和温度T等，这类模型可描述从简单的（单调递增）应力－应变曲线到复杂的（包括屈服、软化等现象）应力－应变曲线。第二类模型描述的流变应力行为主要由材料的结构决定，包括了描述材料内部结构变化的变量，用于描述材料在变形过程中的瞬时状态。

为了更准确完整地描述TC1钛合金在高温下的流变应力，弹性阶段采用修正的Hooke定律描述，塑性阶段则采用Grosman方程描述：

式中：σe和σp分别为TC1钛合金在弹性和塑性阶段的应力；C为强度系数；E为弹性模量；m为应变速率敏感系数；n，n1为应变硬化系数；ε·为应变速率。

在不同的温度和应变速率下，E，C，n，n1，m 的值均在变化。考虑到温度和应变速率的影响，需要对这5个系数进行修正。

3.2 E值的修正

对于图2所示的真应力－真应变曲线，在弹性阶段，均匀选取3个坐标点，采用最小二乘法进行线性拟合，得到不同温度和应变速率下的弹性模量，如表2所示。

表2 TC1钛合金在不同温度和应变速率下的弹性模量Tab.2 Elasticity modulus of TC1titanium alloy at different temperatures and strain rates GPa

通过弹性模量和温度、应变速率的曲线可以发现，不同温度下的弹性模量基本符合式（3）。

式中：A为应变速率对弹性模量E的影响系数；B为温度对弹性模量E的影响系数。

通过线性拟合可以得出不同温度下的弹性模量影响系数A和B，如表3所示。

表3 不同温度下TC1钛合金的弹性模量影响系数A和BTab.3 Elasticity modulus′s parameters of TC1titanium alloy at different tempertures

由表3可知，650，700，750℃下的A值比较接近，它们的平均值为19.61；B值随温度的升高而减小，与温度的倒数呈线性变化，通过线性拟合可得B＝370710.13／T－326.29。将 A 的平均值以及拟合得到的B值带入式（3）可得：

3.3 C，n，n1，m 值的修正

塑性阶段，在材料稳态流动范围内，当式（2）中的应变ε为定值时，m＝∂lnσ／∂lnε·，当ε＝0.2时，各温度下的lnσ与lnε·呈线性关系，用最小二乘法进行拟合可得到650，700，750℃下的m值分别为0.303，0.339，0.391。可见，m 值与温度的倒数呈线性关系，从而得出m值的计算公式为：

从图2的曲线可以看出，峰值应力出现的位置都在比较靠前的位置，在计算n值时会导致峰值应力前的均匀变形区段非常小。如果采用传统的n值计算方法，即在曲线的均匀变形区段内取5个点进行计算，则会产生非常大的误差。为此，作者采用了如下计算n值的算法，即：对式（2）进行化简可得n＝∂lnσ／∂lnε，作出对数坐标下的真应力 －真应变曲线，如图5所示，取均匀塑性变形区段上的点做线性回归计算，斜率即为n值，如图6所示。

图5 TC1钛合金在750℃、0.0018s－1应变速率下的lnσ－lnε关系曲线Fig.5 lnσ－lnεcurve of TC1titanium alloy at 750℃and strain rate of 0.0018s－1

图6 TC1钛合金在750℃、0.0018s－1应变速率下lnσ－lnε曲线上均匀塑性变形区段的线性回归曲线（ε为0.04～0.09）Fig.6 Linear regression curve of uniform plastic deformation zone in lnσ－lnεcurve of TC1titanium alloy at 750℃and strain rate of 0.0018s－1

由图7可以看出，在不同温度下，n值与应变速率的对数呈线性关系。为了研究温度和应变速率对n值的影响，将n的表达式写成式（6）的形式。

图7 不同温度下n与应变速率对数ln的关系Fig.7 Relation between nand lnat different temperatures

式中：A1为应变速率对n值的影响系数；B1为温度对n值的影响系数。

通过线性拟合可得出不同温度下的参数A1和B1，结果如表4所示。

由表4可知，不同温度下的A1和B1都比较接近，取它们的算术平均值，并带入式（5）可得n＝0.0223lnε·＋0.28。

表4 不同温度下TC1钛合金的加工硬化参数A1和B1Tab.4 Work hardening parameter A1and B1of TC1titanium alloy at different temperatures

采用同样的方法可得到不同温度下的n1和C，见式（7）和式（8）。

图8 不同温度和应变速率下采用本构方程和试验得到的TC1钛合金的真应力－真应变曲线Fig.8 True stress－true strain curves of TC1titanium alloy obtained by constitute equations and experiment at different temperatures and strain rates

把得到的E，C，n，n1，m 值表达式代入式（1）～（2）就可以得到TC1钛合金在变形温度为650～750℃、应变速率为0.0005～0.01s－1时的本构方程，即：

3.4 真应力－真应变曲线的比较

由图8可以看出，在峰值应力之前的均匀变形阶段，采用修正的本构方程计算得到的真应力－真应变曲线与试验得到的都比较接近。这是因为在修正n值时没有采用直接在真应力－真应变曲线均匀塑性变形区域取5点进行线性回归的方法，而是在计算出对数真应力－真应变曲线后再取点进行线性回归修正，这样减小了直接取点时由于均匀塑性变形范围小而造成的误差。从试验曲线和计算曲线来看，该修正的本构方程能够较好地反映TC1钛合金在高温下的应力－应变关系。

4 结 论

（1）变形温度与应变速率对TC1合金流变应力的影响很大；在恒定的变形温度下，流变应力随应变速率的升高而增大；在恒定的应变速率下，流变应力随变形温度升高先快速降低，温度达到700℃后下降变缓。

（2）在700℃时，当应变速率低于0.0018s－1时，TC1钛合金在高温拉伸变形过程中开始有明显的动态再结晶现象；随应变速率从0.01s－1减小到0.0005s－1，晶粒的变化过程是由被拉长到细化，最后呈等轴状。

（3）利用修正的第一类流变应力本构方程对高温拉伸流变应力进行预测，预测值与试验值较吻合，该本构方程可以很好地为研究TC1钛合金在高温下的流变行为提供依据。

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