王 華，翟江波

(1.海軍裝備部，陜西 西安 710021)

(2.陜西宏遠航空鍛造有限責任公司，陜西 咸陽 713801)

0 引言

TC18鈦合金是前蘇聯航空材料研究院于20世紀70年代成功研制的一種過渡型α+β鈦合金，名義成分為 Ti-5Al-5Mo-5V-1Cr-1Fe［1-2］。該合金具有高強度、高韌性、高塑性以及淬透性好(截面淬透厚度可達250 mm)等優(yōu)點，因而在前蘇聯和俄羅斯現有的各型飛機機體及起落架的大型承力件上得到了廣泛應用。目前，實際生產中主要采用相變點以上模鍛工藝對該合金進行鍛造，以獲得優(yōu)良的斷裂韌性。然而，模鍛工藝中分模方式的選取對坯料成形過程中金屬的流動及鍛件的產品質量具有重要影響。特別是對于TC18鈦合金典型的高筋薄腹板結構件，不恰當的分模方式會導致模鍛時模具型腔不易充滿、鍛件常出現翹曲及各部位變形不均勻等缺陷［3-4］，從而導致鍛件的報廢和生產成本的增加。國內學者對TC18鈦合金的模鍛也做了初步研究，但主要集中在熱加工工藝參數優(yōu)化［5-6］以及模鍛的有限元仿真方面［7-8］，對于分模方式對TC18鈦合金模鍛件成形及性能影響的研究較少。

為解決上述問題，研究了兩種分模方案對TC18鈦合金模鍛件成形過程中金屬流動特性、顯微組織與力學性能的影響，以期得到較為優(yōu)化的分模方案，從而達到降低鍛件成形難度、獲得合格的組織性能、減少鍛造火次、降低成本的目的，最終為鈦合金熱模鍛實際生產提供指導。

1 實驗

實驗材料為寶雞鈦業(yè)股份有限公司生產的φ200 mm TC18鈦合金棒材，化學成分見表1。棒材經過反復鐓拔改鍛后，制成90 mm×150 mm×1720 mm和83 mm×150 mm×1720 mm兩種尺寸的坯料。第一種坯料采用中間分模方式進行模鍛，即采用沿腹板上表面進行分模的方式，如圖1a所示;模具閉合后的示意圖見圖1b。第二種坯料采用頂部分模方式進行模鍛，如圖1c所示;模具閉合后的示意圖見圖1d。模鍛設備為630kJ對擊錘，綜合考慮鍛件的結構特點，確立模鍛第一火溫度在相變點以上10～25℃，并確保該火次鍛件的整體變形量達到20%～30%，第二火及后續(xù)火次模鍛溫度均在相變點以下。

表1 TC18鈦合金棒材的化學成分(w/%)Table 1 Chemical composition of TC18 titanium alloy bars

圖1 中間分模和頂部分模鍛件及模具設計示意圖Fig.1 Forge pieces and die forging parts design sketch with intermediate and roof parting surface

模鍛后，對鍛件進行雙重退火處理，熱處理制度為:800～850℃保溫1～3 h后，爐冷至750℃，保溫2 h，空冷至室溫;580～650℃保溫4～8 h后，空冷。熱處理后，對鍛件的低倍組織進行觀測，并在鍛件上選取典型區(qū)域進行顯微組織觀察。金相試樣為φ5 mm×10 mm的小圓柱，經過粗磨、細磨和粗拋、細拋后，用HF、HNO3、H2O體積比為1∶3∶7的腐蝕劑腐蝕，在OLYMPUS PMG3金相顯微鏡觀察其顯微組織。拉伸試樣根據GB/T 228—2002加工成標稱寬度為50 mm的標準試樣，并在SUN20電子萬能拉伸試驗機上進行力學性能測試。最后，采用Deform3D軟件對兩種不同分模方式下的模鍛過程進行有限元模擬，分析模鍛后鍛件各部位的應變分布情況。

2 結果與分析

2.1 中間分模鍛件的低倍組織與顯微組織

圖2為采用中間分模方式得到的鍛件低倍組織以及采用Deform有限元軟件模擬獲得的鍛件截面應變分布情況。

圖2 中間分模鍛件低倍組織和應變場分布Fig.2 Macrostructure and strain field distribution of forge piece with intermediate parting surface

由圖2a可知，鍛件低倍組織不均勻，在筋的頂部和腹板的底部均存在粗晶區(qū)，然而在上模與腹板接觸部位則呈現半模糊晶。由鍛件變形過程可知，模鍛第一火時在相變點以上鍛造，由于上模與坯料的接觸面積較小，局部變形量較大，腹板變薄，中間部位很快充滿。從圖2b也可看出，上模與腹板接觸部位的應變最大，其應變值在0.7～1.5之間，劇烈變形導致該部位晶粒較為細小，呈現出半模糊晶。此外，筋的頂部所承受的應變值較小，約為0.4左右，腹板的底部因摩擦阻力的作用形成了較大的變形死區(qū)，所以筋的頂部和腹板底部的晶粒均較為粗大。采用中間分模方式進行模鍛時，鍛件各處除晶粒大小分布不均勻外，其流線在后續(xù)切除毛邊后也變得不完整。另外，由于下模的形腔較淺(圖1b)，在每次打擊過程中，坯料會出現跳動，導致無法進行連續(xù)模鍛，且鍛件溫降很快，從而增加了后續(xù)加工的火次。實際生產表明，完成中間分模方式鍛造所需的火次為7～9火。火次的增多極大地增加了生產成本，降低了生產效率。此外，采用中間分模方式生產出來的鍛件均發(fā)現存在8～13 mm的翹曲變形，這是由于鍛件各部位不均勻變形引發(fā)的殘余應力較大導致的。

圖3為采用中間分模方式模鍛后鍛件腹板位置(圖2方框區(qū)域)的顯微組織。觀察發(fā)現，顯微組織表現出混合組織特征，即β轉變基體上分布著細小的等軸α相和片狀α相。產生這種顯微組織的原因是鍛件后續(xù)在α+β兩相區(qū)鍛造的火次過多，導致了條狀α相的球化以及β轉變組織變粗變短，形成了β轉變基體上分布大量的等軸α相的組織。由此可得，采用中間分模方式，不僅會導致模鍛火次增加，而且會導致鍛件微觀組織不均勻。

圖3 中間分模鍛件腹板的顯微組織Fig.3 Microstructures of the web of forge piece with intermediate parting surface

2.2 頂部分模鍛件的低倍組織與顯微組織

為解決筋頂部和腹板底部變形較小導致變形不均勻的問題，將分模面進行調整，改為以高筋的頂部作為分模面，即頂部分模，如圖1c、d所示。這樣不僅使得下模的型腔變深，而且筋頂部的金屬由于反擠壓作用而向上流動，其變形程度也有所提高。圖4為采用頂部分模方式得到鍛件的低倍組織以及采用Deform有限元軟件模擬獲得的鍛件截面應變分布情況。從圖4a可見，鍛件低倍組織的均勻性有較大改善，大部分區(qū)域為半模糊晶。低倍組織的這種改變與變形過程中應變分布的改變有關。由圖4b可知，鍛件截面整體變形較為均勻，應變最大處位于上模與腹板接觸部位以及毛邊處，其值分別為1.28和1.47。與中間分模相比，由于下模型腔的深度加大，致使模鍛過程中腹板位置的變形更加深透，其應變達到0.4左右，腹板底部的變形死區(qū)明顯減小。此外，下模型腔深度的增加使得模鍛時鍛件不容易出現跳動，坯料溫降變緩，鍛造火次較中間分模減少了3～4火，生產效率提高了一倍多。另外，由圖1d模具示意圖可知，改變分模面后的荒形尺寸也明顯減小，實際生產投料減少近8 kg，降低了生產成本。整個模鍛過程鍛件充填性較好且流線分布也更為均勻。

圖4 頂部分模鍛件低倍組織和應變場分布Fig.4 Macrostructure and strain field distribution of forge piece with roof parting surface

采用頂部分模方式模鍛后得到的鍛件(圖4方框區(qū)域)顯微組織如圖5所示，該組織為網籃組織，即在轉變基體上交錯分布著片狀α相(圖5a)，部分區(qū)域可見被破碎的非連續(xù)的晶界α相(圖5b)，且顯微組織中未發(fā)現等軸α相。形成這種組織的主要原因是改進分模方式后，第一火β鍛造的變形量較大，原始β晶粒得到了充分破碎，后續(xù)在α+β兩相區(qū)鍛造的變形量減小，因而未出現球化的等軸α相。

圖5 頂部分模鍛件腹板的顯微組織Fig.5 Microstructures of the web of forge piece with roof parting surface

綜上所述，采用頂部分模方式進行模鍛，不僅有效地減少了坯料重量和模鍛火次，且鍛件顯微組織也較為均勻，是一種較優(yōu)的分模方式。

2.3 不同分模方式鍛件的力學性能

圖6為兩種不同分模方式進行模鍛，得到的鍛件的力學性能。采用中間分模方式的鍛件抗拉強度和屈服強度明顯較低，平均抗拉強度和屈服強度分別低于頂部分模鍛件近50 MPa和40 MPa(圖6a、b)。然而，采用中間分模方式所獲鍛件的塑性較高，平均斷面收縮率約為38.6%(圖6c)。性能的差異與不同分模方式所得到的不同顯微組織有關。中間分模方式所獲鍛件顯微組織中片狀α相的球化導致合金的強度下降，而球化得到的少量等軸α相對于拉伸變形時合金內部的孔洞長大起到了阻礙作用，適當推遲了空洞的形核和發(fā)展，從而能在一定程度上提高了合金的塑性［9-10］。因此，頂部分模方式所獲鍛件的強度優(yōu)于中間分模，而塑性略低但也保持了較高水平。另外，采用頂部分模方式所獲鍛件的斷裂韌性(81 MPa·m1/2)明顯高于中間分模方式(61 MPa·m1/2)。斷裂韌性的顯著提升與頂部分模方式最終得到的典型的網籃組織有關。其中片層α相的交錯分布使得裂紋只能沿著α/β相界面或穿過α集束進行擴展。若α集束的位向與主裂紋擴展方向相近，裂紋沿α片間通過;若α集束的位向與主裂紋走向很不一致，則裂紋要穿過集束，但裂紋擴展至集束邊界時，會產生停滯效應或被迫改變方向，因此，裂紋隨著α片和α集束位向的變化不斷改變擴展方向，路徑越曲折，消耗能量越多，斷裂韌性越高［11］。所以頂部分模方式所獲鍛件的綜合力學性能更為優(yōu)良，可作為較為優(yōu)化的分模方式，為后續(xù)TC18鈦合金典型高筋薄腹板結構件的模鍛生產提供有效的模鍛方案。

圖6 頂部和中間分模鍛件的力學性能Fig.6 Mechanical properties of forge pieces with both roof and intermediate parting surface

3 結論

通過對TC18鈦合金典型高筋薄腹板結構件的模鍛生產分模面進行調整，分析不同分模面對最終鍛件成形性及組織性能的影響，得到如下結論:

(1)采用中間分模方式所獲鍛件顯微組織分布不均勻，存在較明顯的粗晶區(qū)。鍛造過程中坯料容易出現跳動，產生較為嚴重的翹曲變形。另外，鍛造火次較多，導致生產效率低而成本較高。

(2)頂部分模方式所獲鍛件顯微組織分布均勻性明顯改善，基本為典型的網籃組織。該分模方式克服了中間分模坯料易出現跳動和翹曲變形的缺點，減少了鍛造火次，提高了生產效率，節(jié)約了成本，是較為優(yōu)化的分模方式。

(3)頂部分模方式所獲鍛件的強度和斷裂韌性明顯優(yōu)于中間分模方式的鍛件，且塑性也保持較高的水平，具有良好的綜合力學性能。

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