戚延齡，夏長(zhǎng)清，王志輝，王玲，李學(xué)雄，孫瑋

(中南大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙，410083)

熱加工是制造金屬材料零部件的重要加工工序，采用熱加工不僅可以獲得所需要的形狀，而且可以通過(guò)加工及熱處理調(diào)控材料的微觀組織，從而提高材料的綜合力學(xué)性能。鈦合金熱處理不能達(dá)到細(xì)晶強(qiáng)化的目的，只有通過(guò)變形才能實(shí)現(xiàn)細(xì)晶強(qiáng)化。Ti62421s鈦合金是由寶鈦集團(tuán)自行研究設(shè)計(jì)的新型近α鈦合金，該合金具有密度小、比強(qiáng)度高、耐高溫、耐腐蝕和疲勞性能好等優(yōu)良特性。其相組成為大量的密排六方(hcp)結(jié)構(gòu)的α相和少量的體心立方(bcc)結(jié)構(gòu)的β相，在室溫下很難進(jìn)行塑性變形，所以熱加工在該類(lèi)型合金中對(duì)改善合金的組織和提高性能有著非常重要的意義。隨著計(jì)算機(jī)科學(xué)與技術(shù)的發(fā)展，數(shù)值模擬技術(shù)在材料加工性能研究中的應(yīng)用越來(lái)越廣泛，利用數(shù)值模擬可以在計(jì)算機(jī)上再現(xiàn)材料加工全過(guò)程，通過(guò)對(duì)計(jì)算機(jī)采集到的熱加工性能數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，可研究其熱變形行為[1-6]。加工圖(Processing map)是 Prasad等基于動(dòng)態(tài)材料模型(DMM)理論發(fā)展的一種分析材料熱變形行為的新方法。加工圖是變形溫度與應(yīng)變速率空間中的功率耗散圖與失穩(wěn)圖的疊加，根據(jù)加工圖可以判斷材料變形過(guò)程中的流變失穩(wěn)區(qū)，還可根據(jù)非失穩(wěn)區(qū)內(nèi)最大功率耗散系數(shù)區(qū)與顯微組織來(lái)制定材料的最佳加工工藝。用加工圖來(lái)分析和預(yù)測(cè)在熱加工過(guò)程中的不穩(wěn)定性[7]，以及用加工圖作為設(shè)計(jì)很多近凈成形(Near net shape)材料熱加工工序的依據(jù)[8-11]，其在鈦合金加工中的越來(lái)越普遍[12-13]。本文作者研究Ti62421s合金在高溫下的真應(yīng)力-真應(yīng)變關(guān)系曲線，并通過(guò)對(duì)其變形過(guò)程中的參數(shù)(如變形溫度和變形速率)以及熱模擬數(shù)據(jù)(如峰值應(yīng)力)的研究分析獲得合金的動(dòng)力學(xué)參數(shù)(應(yīng)力敏感系數(shù)和變形激活能)，而且采用基于動(dòng)態(tài)材料模型(Dynamic material modeling)建立Ti62421s在應(yīng)變量為60%的加工圖，以便為T(mén)i62421s合金的熱加工工藝優(yōu)化的提供理論和實(shí)驗(yàn)依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)材料和方法

實(shí)驗(yàn)所用材料為T(mén)i62421s鈦合金，屬Ti-Al-Sn-Zr-Mo-Nb系近α鈦合金，由寶鈦集團(tuán)提供，其相變點(diǎn)溫度為 1 000 ℃[14]，采用線切割的方法將試樣加工成直徑×高為8 mm×12 mm的圓柱體。

Ti62421s合金熱壓縮實(shí)驗(yàn)在Gleeble-1500熱模擬實(shí)驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，應(yīng)變速率選擇為0.001～10 s-1，變形溫度為900～1 060 ℃，變形量為60%。試樣以10 ℃/s的加熱速率加熱到變形溫度保溫5 min后進(jìn)行熱壓縮變形，試驗(yàn)完后立即水淬以保留高溫變形組織。變形過(guò)程中由計(jì)算機(jī)自動(dòng)采集載荷、位移、溫度和時(shí)間等實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 Ti62421s合金高溫壓縮的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線

根據(jù)采集到的載荷與位移數(shù)據(jù)，通過(guò)換算獲得合金的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線圖，圖1所示為T(mén)i62421s合金在不同溫度(900，940，980，1 020和1 060 ℃)和不同應(yīng)變速率(0.001，0.01，0.1，1和10 s-1)下的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線。

從Ti62421s合金的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線圖可以得出以下基本特征。

(1) 在本實(shí)驗(yàn)參數(shù)范圍內(nèi)，Ti62421s合金的流變應(yīng)力隨著變形溫度的升高而降低，隨著應(yīng)變速率的升高而升高。

(2) Ti62421s合金在高溫下(900～1 060 ℃)進(jìn)行壓縮變形時(shí)，在變形初始階段，隨著應(yīng)變量的增加，位錯(cuò)增殖，產(chǎn)生加工硬化，提高合金的變形抗力，由于未發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，其真應(yīng)力隨真應(yīng)變?cè)黾佣杆僭黾樱芸焐练逯?，真?yīng)力-真應(yīng)變曲線呈直線上升，其斜率很大；而且隨著應(yīng)變速率的增加，加工硬化更明顯，曲線斜率增大。在變形過(guò)程中加工硬化導(dǎo)致材料更容易發(fā)生動(dòng)態(tài)回復(fù)和動(dòng)態(tài)再結(jié)晶。

(3) 在本實(shí)驗(yàn)參數(shù)范圍內(nèi)，隨著變形溫度和應(yīng)變速率的變化，Ti62421s合金變形過(guò)程中真應(yīng)力達(dá)到峰值時(shí)真應(yīng)變不同。合金在900～940 ℃溫度范圍內(nèi)經(jīng)不同應(yīng)變速率(0.001～10 s-1)變形時(shí)，合金的真應(yīng)變約為0.02～0.10，隨著變形溫度的升高或應(yīng)變速率的下降，達(dá)到峰值應(yīng)力時(shí)真應(yīng)變逐漸減??；當(dāng)合金在 980～1 060 ℃經(jīng)不同應(yīng)變速率變形時(shí)，合金的真應(yīng)變?yōu)?.01～0.02。從而可以看出：隨著溫度的升高，合金達(dá)到應(yīng)力峰時(shí)真應(yīng)變明顯減小，而且達(dá)到峰值應(yīng)力的真應(yīng)變之間的差值隨著溫度的升高而減小，說(shuō)明隨著變形溫度的升高，流變應(yīng)力對(duì)變形溫度的敏感性降低。該合金屬于應(yīng)變速率敏感型和熱敏感型材料。

(4) 在本實(shí)驗(yàn)參數(shù)范圍內(nèi)，隨著變形溫度的升高，對(duì)應(yīng)的峰值應(yīng)力逐步減小。隨著變形溫度的升高，材料內(nèi)能增加，金屬原子的擴(kuò)散能力提高，有利于動(dòng)態(tài)回復(fù)或動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的發(fā)生，從而降低了合金的加工硬化程度，使得合金的峰值應(yīng)力減小。

(5) 在本實(shí)驗(yàn)實(shí)驗(yàn)溫度范圍內(nèi)，應(yīng)變速率對(duì)真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線的形態(tài)有較大影響。在高應(yīng)變速率(10 s-1)和變形溫度高于 980 ℃(包括 980 ℃)時(shí),合金的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線出現(xiàn) 1個(gè)明顯應(yīng)力峰值，隨后應(yīng)力急劇下降或者出現(xiàn)明顯的上下屈服點(diǎn)，即應(yīng)力出現(xiàn)不連續(xù)屈服現(xiàn)象。材料壓縮變形過(guò)程中溫度越高，應(yīng)變速率越高，這種應(yīng)力不連續(xù)屈服現(xiàn)象越明顯。周軍等[15-16]在研究Ti-3Al-5V-5Mo合金時(shí)也發(fā)現(xiàn)了類(lèi)似現(xiàn)象，他們認(rèn)為材料內(nèi)部組織可能發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶、動(dòng)態(tài)時(shí)效或者局部流變。這種不連續(xù)屈服現(xiàn)象最早在bcc的材料低溫變形時(shí)發(fā)現(xiàn)，在β鈦合金高溫變形時(shí)也發(fā)現(xiàn)了類(lèi)似現(xiàn)象[17-23]。

(6) 隨著壓縮變形繼續(xù)進(jìn)行，在變形過(guò)程中發(fā)生動(dòng)態(tài)回復(fù)和動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，從而引起合金中位錯(cuò)密度下降，造成合金的軟化。但由于變形還在繼續(xù)，加工硬化和動(dòng)態(tài)回復(fù)與動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的軟化交替作用導(dǎo)致合金真應(yīng)力曲線逐步下降或趨于動(dòng)態(tài)平衡。變形溫度越高或應(yīng)變速率越低，該現(xiàn)象越明顯。

圖1 Ti62421s合金在不同變形溫度和應(yīng)變速率下的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線Fig.1 True stress-strain curves of Ti62421s alloy at different deformation temperatures

2.2 Ti62421s合金熱變形參數(shù)對(duì)其顯微組織的影響

2.2.1 熱變形參數(shù)對(duì)Ti62421s合金顯微組織的影響

圖2 合金在900 ℃不同應(yīng)變速率的組織形貌金相照片F(xiàn)ig.2 Microstructure of Ti62421s alloy at 900 ℃ at different strain rates

研究應(yīng)變速率為0.001，0.01，0.1，1和10 s-1對(duì)顯微組織的影響。圖2所示為變形溫度為900 ℃時(shí)，合金經(jīng)不同應(yīng)變速率變形后立即水淬所獲得的顯微組織。從圖2可看出：當(dāng)合金在900 ℃變形時(shí)，隨著應(yīng)變速率的變化，合金顯微組織發(fā)生明顯變化；當(dāng)應(yīng)變速率為10 s-1時(shí)，由于變形作用，合金原始組織都呈現(xiàn)出明顯的取向性。條狀的α相沿與壓縮方向垂直的方向被拉長(zhǎng)；當(dāng)被壓縮的晶粒壓縮受阻時(shí)則發(fā)生彎曲或扭折，如圖2(c)所示；當(dāng)應(yīng)變速率為0.1～1 s-1時(shí)，由于變形速率較慢，材料發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶及長(zhǎng)大，但由于在該溫度的停留時(shí)間不夠長(zhǎng)，所以，晶粒再結(jié)晶長(zhǎng)大不夠明顯，如圖2(b)和(c)所示；隨著應(yīng)變速率的進(jìn)一步下降，當(dāng)應(yīng)變速率為0.001 s-1時(shí)，在該溫度下的停留時(shí)間足夠長(zhǎng)，從而再結(jié)晶形成α相有足夠的時(shí)間長(zhǎng)大，所以，此時(shí)的再結(jié)晶及長(zhǎng)大現(xiàn)象比應(yīng)變速率為0.1 s-1時(shí)更加明顯。而且變形時(shí)間足夠長(zhǎng)也使得動(dòng)態(tài)回復(fù)與動(dòng)態(tài)再結(jié)晶及長(zhǎng)大現(xiàn)象能夠充分進(jìn)行，形成大量等軸的α相，如圖2(a)所示。

2.2.2 變形溫度對(duì)Ti62421s合金顯微組織的影響

圖3所示為合金在不同溫度和1 s-1應(yīng)變速率下變形立即水淬后的組織形貌金相照片。從圖3可以看出：當(dāng)應(yīng)變速率為1 s-1時(shí)，隨著變形溫度的升高，合金顯微組織發(fā)生明顯變化。當(dāng)合金變形溫度在 θ(α+β)/β相變溫度以下900 ℃變形時(shí)，原始棒狀α相被明顯拉長(zhǎng)、彎曲和扭折，造成原始組織的破碎，并有球化趨勢(shì)，如圖3(a)所示。當(dāng)變形溫度升高到980 ℃時(shí)，由于此時(shí)的溫度接近相變溫度，大量α相轉(zhuǎn)變成β相，少量α相在變形過(guò)程中發(fā)生球化。由于此時(shí)溫度相對(duì)較低，且變形速率較快，合金中α相穩(wěn)定元素的擴(kuò)散不均勻，導(dǎo)致變形后的試樣立即水淬后只有少量的馬氏體組織生成。

當(dāng)合金在 θ(α+β)/β相變溫度以上變形時(shí)，顯微組織為粗大的β晶粒內(nèi)析出針狀α′，即β相在水淬過(guò)程中發(fā)生馬氏體轉(zhuǎn)變，且變形溫度越高，水淬生成的針狀α′相(馬氏體相)越明顯，且尺寸越大。在相變溫度以上變形時(shí)高溫β相晶粒非常粗大，并且沿垂直壓縮方向被明顯拉長(zhǎng)，如圖3(c)和(d)所示。當(dāng)合金的變形溫度超過(guò) θ(α+β)/β轉(zhuǎn)變溫度后，由于溫度的升高，合金元素?cái)U(kuò)散越容易，其中α穩(wěn)定元素?cái)U(kuò)散更容易，更加均勻地分布在基體中，在變形后水淬過(guò)程中發(fā)生馬氏體相轉(zhuǎn)變的區(qū)域越多。變形溫度越高合金元素分布越均勻，馬氏體相轉(zhuǎn)變現(xiàn)象越明顯。

2.3 Ti62421s合金流變應(yīng)力模型的建立

在金屬材料的高溫壓縮變形過(guò)程中，流變應(yīng)力是影響材料成型過(guò)程中非常重要的因素，它與材料變形時(shí)的應(yīng)變速率ε˙，變形溫度θ和應(yīng)變?chǔ)胖g存在一定的函數(shù)關(guān)系[24]：

圖3 合金在不同溫度下1 s-1應(yīng)變速率的組織形貌金相照片F(xiàn)ig.3 Microstructure of Ti62421s alloy at 1 s-1 strain rate at different temperatures

在低應(yīng)力水平下(ασ＜0.8)，

在高應(yīng)力水平下(ασ＞1.2)，

式中：A1，A2，n和 β為與溫度無(wú)關(guān)的材料常數(shù)；Q為變形激活能，kJ/mol；R為氣體常數(shù)；ε˙為應(yīng)變速率，s-1；T為熱力學(xué)溫度，K。

式(2)和式(3)描述了熱變形過(guò)程中應(yīng)變硬化(加工硬化)和動(dòng)態(tài)軟化過(guò)程之間的動(dòng)態(tài)平衡，與穩(wěn)態(tài)蠕變變形對(duì)應(yīng)的關(guān)系[24]非常相似，高溫變形受熱激活控制。Sellars和Tegart綜合了式(2)和式(3)提出一種包含變形激活能Q和溫度T的雙曲正弦形式的本構(gòu)模型[25～27]，采用一個(gè)含應(yīng)力σ的雙曲正弦形式修正 Arrhenius關(guān)系來(lái)描述這種熱激活行為。

式中：A為與溫度無(wú)關(guān)的材料常數(shù)；n1為材料硬化指數(shù)，n1=β/α。

對(duì)式(2)和式(3)分別取對(duì)數(shù)，可得

熱加工變形，如擠壓和壓縮等，視為在大應(yīng)變速率和高應(yīng)力水平下蠕變的一種外延，可由式(4)很好地?cái)M合。本實(shí)驗(yàn)中合金的高溫壓縮變形，其穩(wěn)態(tài)流變(峰值)應(yīng)力σ與ε˙和T的關(guān)系亦服從式(4)。

1944年Zener和Hollomon[28-29]在研究鋼的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系時(shí)發(fā)現(xiàn)它取決于溫度T和應(yīng)變速率ε˙，而T和ε˙的關(guān)系可以用一個(gè)參數(shù)Z來(lái)表示：

式中：Z為Zeneer-Hollomon參數(shù)，其物理意義是溫度補(bǔ)償?shù)淖冃嗡俾室蜃?；Q是變形激活能，它反映材料熱變形的難易程度，也是材料在熱變形過(guò)程中重要的力學(xué)性能參數(shù)，其值通常和激活焓ΔH相等。Z與σ之間服從以下關(guān)系式：

結(jié)合式(8)和式(9)可得：

式中：A，α，n2和Q均為材料常數(shù)。

在研究材料熱變形行為時(shí)，通常應(yīng)先了解與應(yīng)變速率和溫度有關(guān)的流變應(yīng)力規(guī)律，從式(10)可推導(dǎo)出：

對(duì)式(11)兩邊取自然對(duì)數(shù)，可得：

將試驗(yàn)結(jié)果依據(jù)式(12)在 Origin軟件中畫(huà)出ln ε˙- ln[sinh(ασ)]和 ln[sinh(ασ) ]- 1/T的關(guān)系圖，并對(duì)其數(shù)據(jù)進(jìn)行線性擬合，擬合后結(jié)果如圖4(c)和(d)所示 。 從 圖 4可 以 看 出 ： ln ε˙- ln[sinh(ασ)]和ln[sinh(ασ) ]- 1/T 關(guān)系曲線都近似呈直線關(guān)系。通過(guò)圖 4(c)擬合 ln ε˙- ln[sinh(ασ)]關(guān)系后的斜率取其倒數(shù)并求出其平均值，得出 n2=3.39。通過(guò)圖 4(d)擬合ln[sinh(ασ) ]- 1/T 關(guān)系后的斜率B=14 791.86 (其中，B=Q/(Rn2)，即 Q=Rn2B)。

由式(12)可知：擬合后 ln[sinh(ασ) ]- 1/T 關(guān)系后的斜率 B= Q/( Rn2)，所以，Ti62421s合金的激活能Q=Rn2B=416.418 32 kJ/mol。

根據(jù)雙曲線正弦函數(shù)的定義，應(yīng)有：

由此可以將流變應(yīng)力σ表述為Zener-Hollomon參數(shù)Z的函數(shù)：

圖4 Ti62421s合金高溫塑性變形峰值應(yīng)力σ與應(yīng)變速率ε˙和變形溫度T的相關(guān)性Fig.4 Relevance of high temperature plastic deformation peak stress σ and strain rate ε and deformation temperature T of Ti62421s alloy

因此，由Ti62421s合金峰值應(yīng)力求出合金的高溫壓縮本構(gòu)方程的材料常數(shù)見(jiàn)表1。

表1 Ti62421s合金峰值應(yīng)力本構(gòu)方程的材料常數(shù)Table 1 Material constants of Ti62421s alloy peak stress of constitutive equation

將表 1中的材料常數(shù)代入式(4)和式(14)，得到Ti62421s合金高溫流動(dòng)應(yīng)力本構(gòu)方程：

其Z參數(shù)可表示為：

流變應(yīng)力方程也可以用Z參數(shù)表述為：

2.4 Ti62421s合金加工圖的建立

2.4.1 基于動(dòng)態(tài)材料學(xué)模型的熱加工圖理論

動(dòng)態(tài)材料模型(DMM)是基于大塑性變形的連續(xù)介質(zhì)力學(xué)、物理系統(tǒng)模擬和不可逆動(dòng)力學(xué)等方面的基本原理建立起來(lái)的。該模型的基本原理為：假設(shè)將熱變形的加工件作為一個(gè)能量耗散體，在塑性變形過(guò)程中，將外界輸入加工件的總能量(P)消耗在以下2方面：

(1) 加工件發(fā)生塑性變形所消耗的能量，用G表示；

(2) 加工件變形過(guò)程中組織變化而耗散的能量，用J表示。

這一過(guò)程可以通過(guò)數(shù)學(xué)表達(dá)式體現(xiàn)：

為了保證應(yīng)變速率敏感因子m的精度，一般采用三次樣條函數(shù)擬合流變應(yīng)力lnσ與 ε˙ ln 的函數(shù)關(guān)系，即：

式中：k1，k2，k3和k4為擬合系數(shù)。

這2種能量所占比例由加工件在一定應(yīng)力下的應(yīng)變速率敏感指數(shù)m決定：

所以，對(duì)式(20)式兩邊同時(shí)微分，即：

耗散協(xié)量J的微分可表示為：

則J可表示為：

式中：m的取值范圍為0～1，當(dāng)m=1時(shí)，材料處于理想性耗散狀態(tài)，耗散協(xié)量J達(dá)到最大值，即：

在這里引進(jìn)一個(gè)反應(yīng)材料功率耗散特征的無(wú)量綱參數(shù) η為功率耗散效率(Efficiency of power dissipation)，其值為：

參數(shù)η描述了在試驗(yàn)溫度和應(yīng)變范圍內(nèi)材料變形過(guò)程中的不同微觀機(jī)制的本質(zhì)反應(yīng)。η是隨著應(yīng)變速率和試驗(yàn)溫度的變化而變化，而且功率耗散效率與材料微觀組織有緊密聯(lián)系。在應(yīng)變一定的條件下，作溫度T和應(yīng)變速率ε˙與功率耗散效率η的關(guān)系圖，就可以得到功率耗散圖。

將不可逆熱動(dòng)力學(xué)的極大值理論應(yīng)用于大應(yīng)變塑性流變中，當(dāng) dD /dε ˙＜ D /ε˙時(shí)，會(huì)出現(xiàn)流變失穩(wěn)，式中D是在給定溫度下的耗散函數(shù)。按照動(dòng)態(tài)材料模型原理，D等于協(xié)變量 J，由上述分析可得到流變失穩(wěn)的判據(jù)為[30]：

參數(shù)ξ()ε˙作為變形溫度和應(yīng)變率的函數(shù)，在能耗圖上該值為負(fù)的區(qū)域稱(chēng)為流變失穩(wěn)區(qū)域，該圖稱(chēng)為流變失穩(wěn)圖。上述流變失穩(wěn)判據(jù)具有特定的物理意義，如果系統(tǒng)不能以施加在系統(tǒng)上的應(yīng)變率以上的速率產(chǎn)生熵，那么，系統(tǒng)就會(huì)產(chǎn)生局部流變或者形成流變失穩(wěn)。流變失穩(wěn)的微觀現(xiàn)象是形成絕熱剪切帶，發(fā)生局部變形、動(dòng)態(tài)應(yīng)變失效、機(jī)械孿晶和扭折。

根據(jù)式(19)，(29)和(21)可得到：

式中：k1，k2，k3和k4為擬合系數(shù)。

材料的加工性能不僅與功率耗散效率有關(guān)，還與材料加工失穩(wěn)有關(guān)。因?yàn)樵诠β屎纳D中，功率耗散效率η大的區(qū)域有可能ξ(ε˙)小于0(材料處于失穩(wěn)區(qū))。將功率耗散圖與失穩(wěn)圖結(jié)合就可以得到材料的加工圖。

2.4.2 Ti62421s合金的熱加工圖繪制

通過(guò)高溫壓縮實(shí)驗(yàn)采集合金在不同應(yīng)變、應(yīng)變速率和變形溫度下的流變應(yīng)力值，進(jìn)而作出不同應(yīng)變量的加工圖。加工圖繪制過(guò)程如下。

(2) 利用 Matlab求出式(20)中三次樣條函數(shù)的 4個(gè)系數(shù)k值；

(3) 利用上面求解的系數(shù) k，代入式(22)，求出m值；

(4) 根據(jù)式(24)求解功率耗散效率 η，然后作圖“n-lnε˙- T ”，即為 Ti62421s合金的功率耗散圖，如圖5所示。

(5) 利用Matlab求解三次樣條函數(shù)：

的4個(gè)系數(shù)，將求出的系數(shù)代入式(29)，求出ξ(ε˙)，然后作圖“ n-lnε˙- T ”，即為 Ti62421s合金的失穩(wěn)圖，如圖6所示。

圖5 Ti62421s合金的功率耗散圖Fig.5 Power dissipation map of Ti62421s alloy

圖6 Ti62421s合金的失穩(wěn)圖Fig.6 Instability map of Ti62421s alloy

(6) 將失穩(wěn)圖中ξ(ε˙)＜0的區(qū)域與功率耗散圖組合就能得到加工圖。在實(shí)驗(yàn)條件(應(yīng)變速率 0.01～10 s-1，溫度900～1 020 ℃)范圍內(nèi)，沒(méi)有ξ()ε˙＜0區(qū)域，但戚運(yùn)蓮[4]認(rèn)為功率耗散效率η小于30%的區(qū)域通常為失穩(wěn)區(qū)。本研究將功率耗散效率η小于30%的區(qū)域定為失穩(wěn)區(qū)，獲得 Ti62421s合金的加工圖，如圖 7所示。

2.4.3 功率耗散效率分析

從圖7所示的Ti62421s合金加工圖上可以看出：功率耗散效率η受變形溫度和變形速率的影響很大，不同區(qū)域的η相差較大。變形速率越慢，η越大；隨著變形溫度的升高，η先升高后下降。整體來(lái)說(shuō)，合金在應(yīng)變速率為1～10 s-1時(shí)的η較小，當(dāng)應(yīng)變速率為10 s-1和變形溫度為900 ℃時(shí)，合金的η取最小值約為0.17；η最高的區(qū)域出現(xiàn)在圖中星型所示處，合金在低應(yīng)變速率(0.01 s-1)和980 ℃左右時(shí)的功率耗散效率η最大，其值大于0.94。

圖7 Ti62421s合金的加工圖Fig.7 Processing Map of Ti62421s alloy

(1) 功率耗散效率 η值小于 30%的區(qū)域，如圖 7中的陰影區(qū)。該區(qū)域主要集中在應(yīng)變速率為1 s-1區(qū)域以及900～940 ℃低溫區(qū)，該區(qū)域通常是失穩(wěn)區(qū)，合金在變形過(guò)程中出現(xiàn)扭折等強(qiáng)烈的不均勻變形現(xiàn)象，如圖2(c)所示。

(2) 功率耗散效率η為30%～55%的區(qū)域。該區(qū)域分為2部分：一部分主要集中區(qū)在應(yīng)變速率為0.01～0.1 s-1和溫度為940～1 020 ℃或者應(yīng)變速率在0.01以下的低溫區(qū)，另一部分為應(yīng)變速率在10 s-1左右和溫度在980 ℃附近的區(qū)域，該區(qū)域通常是典型的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶區(qū)域，如圖2(a)所示。

(3) 功率耗散效率η大于55%的區(qū)域。該區(qū)域主要集中在溫度 940～1 020 ℃的低應(yīng)變速率區(qū)(ε˙＜0.1 s-1)，功率耗散效率η大于60%時(shí)，通常是開(kāi)裂區(qū)或超塑性區(qū)。功率耗散效率達(dá)70%～85%，所以，該合金又可能發(fā)生超塑性變形行為。但這一結(jié)果還有待于進(jìn)行下一步超塑成型實(shí)驗(yàn)加以證實(shí)。近 α高溫鈦合金IMI685 在 875～1 025 ℃和 0.001～0.1 s-1范圍內(nèi)發(fā)生超塑變形[28]。近 β型鈦合金 TC17(Ti-5Al- 4Mo-4Cr-2Zr-2Sn)在 830 ℃和ε˙＝0.01 s-1時(shí)，發(fā)生超塑性變形[8]。在超塑性變形過(guò)程中，Ashby和 Verral認(rèn)為，在晶界滑移的同時(shí)伴隨有擴(kuò)散蠕變，原子的遷移對(duì)晶界滑移起調(diào)節(jié)作用，由于超塑性變形過(guò)程中晶界的高遷移性，導(dǎo)致耗散效率較高[31]。

參照Ti62421s合金的熱加工圖，并考慮實(shí)際生產(chǎn)加工效率的問(wèn)題，合金最佳變形工藝參數(shù)為：θ=980 ℃，ε˙=0.01～0.1 s-1。

3 結(jié)論

(1) Ti62421s鈦合金是一種對(duì)溫度和應(yīng)變速率比較敏感的材料，其流變應(yīng)力曲線具有應(yīng)力峰值和變形軟化特性，其變形抗力隨著變形溫度的升高而減小，隨應(yīng)變速率的增加而增大。合金在980 ℃以上的高應(yīng)變速率下變形時(shí)，出現(xiàn)了應(yīng)力不連續(xù)屈服現(xiàn)象。變形溫度越高，變形速率越大，不連續(xù)屈服現(xiàn)象就越明顯。該合金的不連續(xù)屈服現(xiàn)象，是大量可動(dòng)位錯(cuò)在晶界塞集，導(dǎo)致變形從晶界向晶內(nèi)擴(kuò)展引起的。

(2) Ti62421s合金高溫壓縮變形材料常數(shù)如下：α=6.8×10-3MPa-1，n2=3.39 MPa，A=e41.42s-1，Q=416.418 32 kJ/mol。

通過(guò)線性回歸分析，建立了相關(guān)的流變應(yīng)力模型：

(3) 功率耗散效率的峰值區(qū)為變形溫度范圍在965～1 005 ℃，應(yīng)變速率范圍在 0.001 s-1區(qū)域，峰值效率為94%?；趧?dòng)態(tài)材料學(xué)模型建立了Ti62421s的熱加工圖，得出合金最佳變形工藝參數(shù)為：θ=980 ℃，ε˙=0.01～0.1 s-1。

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