TA15鈦合金的名義成分為 Ti-6.5Al-2Zr-1Mo-1V ［１］ ， 屬于高Al當(dāng)量的近α型鈦合金， 其主要強化機制是通過α穩(wěn)定元素Al的固溶強化， 加入中性元素Zr和β、 穩(wěn)定元素Mo和Ｖ， 可以改善工藝性能 ［２－４］ 。 該合金既具有α型鈦合金良好的熱強性和可焊性， 也具有接近 α＋β 型鈦合金的工藝塑性 ［５］ ，因此， 在航空領(lǐng)域的應(yīng)用廣泛， 如飛機發(fā)動機葉片、機匣， 飛機的各種鈑金件、 結(jié)構(gòu)件等 ［６－８］ 均采用TA15鈦合金。

由于TA15鈦合金的室溫強度較高， 其屈服強度約為900MPa， 決定了該合金的管材冷加工存在很大的困難和局限性，產(chǎn)品主要為棒材、板材、鍛件等 ［９－１１］ 。 隨著鈦合金在各種領(lǐng)域的應(yīng)用越來越廣泛，TA15鈦合金管材產(chǎn)品的需求也逐漸增加。 因此，本試驗在大工業(yè)生產(chǎn)條件下， 采用不同的工藝生產(chǎn)TA15鈦合金管材， 對比其性能、 組織、 外觀尺寸及生產(chǎn)成本等方面的差異，最終可以根據(jù)客戶的不同使用需求， 選用最合適的工藝來生產(chǎn)TA15鈦合金管材。

1、試驗過程及方法

1.1 試驗材料

試驗用的原材料為西部鈦業(yè)有限責(zé)任公司使用真空自耗爐3次熔煉的TA15鈦合金鑄錠， 鑄錠的主要成分見表１， 通過金相法測得其相變點為990～995℃。

1.2 制備工藝

TA15鈦合金鑄錠經(jīng)過多火次鍛造為管坯棒后，分別采用棒材鉆孔機加法 （簡稱鍛造法）、 擠壓后機加法 （簡稱擠壓法） 以及斜軋穿孔后機加法 （簡稱斜軋法） 制備 Φ120mm×16mm規(guī)格的管材， 3種工藝具體的工藝路線如下。

鍛造法： 相變點以上開坯＋相變點以下墩拔＋相變點以下拔長—精鍛為成品黑皮管坯棒—外車至Φ120mm的成品管坯棒—下料—鉆鏜孔—內(nèi)外表面拋光為成品管材。 管材規(guī)格為Φ120mm×16mm。

擠壓法： 相變點以上開坯＋相變點以下墩拔＋相變點以下拔長為黑皮管坯棒—下料—外車至Φ213mm—芯部鉆鏜孔—內(nèi)外包套—加熱至900~960℃ 保溫—使用臥式擠壓機擠壓為 Φ125mm×21mm規(guī)格的擠壓管材—端部平齊—內(nèi)孔鏜孔—外表面車削為成品管材。 管材規(guī)格為Φ120mm×16mm。

斜軋法： 相變點以上開坯＋相變點以下墩拔＋相變點以下拔長—精鍛為成品黑皮管坯棒—外車至Φ123mm的成品管坯棒—下料—加 熱至9８0～1050℃保溫—使用斜軋穿孔機制備為Φ125mm×21mm規(guī)格的斜軋穿孔管材—端部平齊—內(nèi)孔鏜孔—外表面車削為成品管材。 管材規(guī)格為Φ120mm×16mm。

1.3 試驗方法

3種不同工藝制備的TA15鈦合金管材，對比其表面質(zhì)量、尺寸公差和核算成本。 分別取樣測試其室溫拉伸、室溫沖擊功等各項性能， 并觀察對比其顯微組織。

2、試驗結(jié)果及討論

2.1 表面質(zhì)量

3種不同工藝制備的 TA15鈦合金管材的外觀如圖1所示。 圖1a為鍛造管材，表面光滑，Ra＜０.８ μｍ， 未見裂紋、 磕碰等缺陷，也未見明顯加工痕跡，且直線度較好。 圖1b為擠壓管材， 表面銅皮附著完整、 光滑， 局部撕開銅皮可見縱向擠壓紋路，屬正常擠壓痕跡。 管材的整體直線度較高， 外表面機加后可獲得光潔的表面。 圖1c為斜軋穿孔管材，表面為一層黑色氧化皮， 整體較光滑， 無明顯缺陷。

這是因為： 斜軋穿孔時， 管坯棒在變形區(qū)內(nèi)被反復(fù)碾壓， 外表面受到徑向壓應(yīng)力的同時， 還會受到切向的拉應(yīng)力和軸向的拉應(yīng)力， 從而螺旋前進(jìn)。 因此，斜軋管材表面會有一圈圈的螺旋壓痕， 相比其他工藝制備的管材， 表面平整度和直線度較差， 手摸有“波浪” 的觸感， 且此螺旋壓痕無法通過矯直的方法消除。 一般來說， 斜軋穿孔制備的管材徑厚比越大， 螺旋紋越明顯， 本次試驗制備的Φ125mm×21mm規(guī)格的管材徑厚比相對較小， 螺旋紋較輕，目視不太明顯。 外表面機加時， 螺旋紋的存在會導(dǎo)致表面車除不均勻。

2.2 尺寸精度

3種不同工藝制備的TA15鈦合金管材的原始管材和機加后管材的壁厚偏差如表2所示。

通過對比可以發(fā)現(xiàn)， 鍛造法制備的管材的尺寸精度高， 壁厚偏差很小， 在棒材中心打好定心孔后鉆鏜孔， 內(nèi)外圓同心度較高， 能將尺寸精度控制在較高的水平。

擠壓法制備的管材直徑較大， 壁厚較厚， 擠壓后長度約為2m， 壁厚偏差約為0.6mm， 屬于一般精度水平。 機加時因為長度較長， 受到鏜刀自重以及車床裝配等因素的影響， 機加后壁厚偏差有小幅增加， 達(dá)到0.8mm， 但可以滿足大部分客戶的使用需求。

斜軋法制備的管材， 其原始管材的壁厚偏差非常小， 僅為0.4mm， 但機加后， 壁厚偏差增加至0.8mm， 其原因與擠壓法相似。 對于徑厚比較大的斜軋穿孔管材， 由于表面螺旋紋的存在， 機加時表面車除不均勻， 導(dǎo)致壁厚偏差劇烈增加。 若使用環(huán)境對表面質(zhì)量和直線度的要求不高， 可以保留原始斜軋表面或進(jìn)行表面噴丸處理， 控制壁厚偏差在較小的范圍。

2.3 力學(xué)性能和顯微組織

3種不同工藝制備的 TA15鈦合金管材的室溫拉伸性能和沖擊韌性相關(guān)數(shù)據(jù)見表3。 其中， Rm為抗拉強度，ReL為屈服強度， Ａ為伸長率， Ｚ為端面收縮率，Akv為沖擊功。

從表3可以發(fā)現(xiàn)，3種工藝制備的 TA15鈦合金管材的室溫力學(xué)性能和沖擊韌性均滿足客戶的要求。

將管材性能進(jìn)行對比可以發(fā)現(xiàn)：3種工藝制備的TA15鈦合金管材的抗拉強度基本相當(dāng)， 僅相差約20MPa； 鍛造法和擠壓法制備的TA15鈦合金管材的屈服強度相當(dāng)， 較斜軋法制備的 TA15鈦合金管材的屈服強度約高 ５0MPa， 可以認(rèn)為3種工藝制備的TA15鈦合金管材的強度基本處于同一水平。 針對伸長率和斷面收縮率兩項指標(biāo)， 鍛造法制備的TA15鈦合金管材的伸長率和斷面收縮率為 １７.０％和４７％， 擠壓法制備的 TA15鈦合金管材的伸長率和斷面收縮率為18.5％和49％， 基本無差別， 而斜軋法制備的 TA15鈦合金管材的伸長率和斷面收縮率僅為13.0％和30％， 明顯低于另外兩種工藝。 對比沖擊功數(shù)值， 鍛造法制備的TA15鈦合金管材的沖擊功為39.5J， 低于擠壓法制備的 TA15鈦合金管材的沖擊功48.3J和斜軋法制備的TA15鈦合金管材的沖擊功50.3J， 擠壓法和斜軋法制備的 TA15鈦合金管材的沖擊功可以認(rèn)為處于同一水平。

根據(jù)實際的使用需求， 對比3種工藝制備的TA15鈦合金管材的綜合性能， 擠壓法制備的TA15鈦合金管材的綜合性能最為優(yōu)異， 強度、 塑性、 沖擊韌性均處于較高的水平， 可以滿足更多的使用需求； 鍛造法制備的 TA15鈦合金管材的綜合性能也較高， 強度、 塑性均較好， 沖擊韌性良好， 適用于很多高要求的工作環(huán)境； 斜軋法制備的TA15鈦合金管材的綜合性能較低， 主要缺點為塑性較差， 不利于后期加工和使用， 適用于性能要求較低的場合。

3種不同工藝制備的 TA15鈦合金管材的軸向顯微組織見圖2。 由圖2可知， 鍛造法制備的TA15鈦合金管材的軸向顯微組織主要為等軸初生α相＋少量條狀初生α相＋晶間 β 相組成 （圖 ２ａ）， 由于鍛造后空冷， 晶間β相中還有細(xì)小的針狀次生α相析出。 其中， 初生α相占比較大， 約為70％， 且初生α 相的晶粒非常細(xì)小， 晶粒尺寸大部分約為１0～１５μｍ， 晶界清晰、 完整。 根據(jù)等軸組織的性能規(guī)律， 這種組織具有較好的綜合性能， 強度和塑性均較好， 但沖擊韌性相對差些。 沖擊斷裂時， 裂紋擴展分為沿晶斷裂和穿晶斷裂兩種， 等軸初生α相占比較多且晶粒細(xì)小時， 裂紋主要沿著α晶界擴展，消耗能量較少 ［１２－１３］ ， 因此沖擊功較小， 與表3的測試結(jié)果也相吻合。 擠壓法制備的TA15鈦合金管材的軸向顯微組織為 α＋β 雙態(tài)組織 （圖 ２B）。 由于擠壓在α＋β 區(qū)加熱進(jìn)行， 在金屬變形過程中晶粒沿著變形方向被壓扁， 沿著流動方向被拉長， 形成了等軸及長條狀的α＋β組織。 本次試驗擠壓管材的壁厚較厚， 擠壓比僅為4.3， 組織的變形程度較一般情況 （擠壓比為 １0左右） 相比沒那么劇烈， 加之?dāng)D壓后動態(tài)再結(jié)晶， 因此仍有部分的等軸α組織存在。 與鍛造法制備的 TA15鈦合金管材的軸向顯微組織相比， 擠壓法制備的 TA15鈦合金管材的軸向顯微組織中的初生α相含量略少， 約占60％， 而轉(zhuǎn)變的 β 相的含量相對增多， 并且初生α相晶粒大小也相對更大一些， 晶粒尺寸平均達(dá)到20～25μｍ 以上， 長條狀的晶粒尺寸甚至能夠達(dá)到５0μｍ。 這種類型的組織同樣具有良好的綜合性能， 強度、 塑性均很好， 而且沖擊斷裂時， 由于條狀α相具有較大的縱橫比， 使得裂紋擴展方向頻繁改變從而消耗更多能量， 并且有些裂紋會穿透條狀的α相內(nèi)部， 以穿晶斷裂的方式擴展， 消耗的能量更大， 沖擊功較高 ［１２－１３］ 。 斜軋法制備的 TA15鈦合金管材的軸向顯微組織為粗大的魏氏體組織 （圖 ２ｃ）。 由于在相變點左右加熱后進(jìn)行加工， 初生α相完全轉(zhuǎn)變?yōu)棣陆M織， 并且晶粒尺寸大幅增大， 冷卻時β相晶內(nèi)雜亂地析出大量細(xì)長的、 平直的針狀次生α相。 此類組織的典型性能即塑性很差，伸長率和斷面收縮率均較低， 而沖擊斷裂時， 晶內(nèi)針狀次生α相的存在使得裂紋以穿晶斷裂的方式擴展， 同時由于針狀次生α相的分布雜亂、 交錯， 使得裂紋擴展時消耗的能量較大， 具有很高的沖擊功， 與表3的測試結(jié)果非常吻合。

綜合室溫性能和軸向顯微組織對比3種工藝制備的 TA15鈦合金管材， 可以認(rèn)為： 擠壓法和鍛造法制備的 TA15鈦合金管材均可以獲得 α＋β 雙態(tài)組織， 具有優(yōu)異的組織形貌和力學(xué)性能， 均可以滿足各種使用要求； 而斜軋法制備的 TA15鈦合金管材，其顯微組織為粗大的魏氏體組織， 塑性較差， 適用于性能要求較低的零部件。

２.４　生產(chǎn)成本

3種不同工藝制備的TA15鈦合金管材的成材率及加工費用 （折算成材率后的單價） 見表4。

由表 ４ 可知， 斜軋法制備的 TA15鈦合金管的成材率最高， 擠壓法次之， 鍛造法最低， 成本亦是如此。

工業(yè)生產(chǎn)時， 核算綜合成本， 斜軋法的成本最低； 鍛造法和擠壓法相比， 不同規(guī)格的成品的成材率有所不同， 結(jié)合原材料價格和加工費的差異， 兩種工藝的成本互有高低， 需要根據(jù)實際情況核算。

3、結(jié)論

（１） 鍛造法、 擠壓法、 斜軋法均可以制備Rm為9００～１１３0MPa， Ａ≥９％， Ｚ≥２５％， Ａ ｋｖ ≥２８ Ｊ 的TA15鈦合金管材。

（２） 鍛造法和擠壓法制備的 TA15鈦合金管材的顯微組織為 α＋β 雙態(tài)組織， 斜軋法制備的 TＡ１５鈦合金管材的顯微組織為粗大的魏氏體組織。

（３） 鍛造法和擠壓法制備的 TA15鈦合金管材的綜合性能良好， 但成本較高， 適用制作性能要求較高的零部件。

（４） 斜軋法制備的 TA15鈦合金管材的塑性較差， 但成本最低， 適用于使用要求較低的零部件。

參考文獻(xiàn)：

［１］ 　GB／ T ３６２０.１—２０１６， 鈦及鈦合金牌號和化學(xué)成分 ［S］． GB／ T ３６２０.１—２０１６， DｅSｉGｎａTｉoｎ ａｎD ｃoｍｐoSｉTｉoｎ oｆ TｉTａｎｉｕｍａｎD TｉTａｎｉｕｍ ａｌｌoｙS ［S］．

［２］ 　黃伯云， 李成功， 石力開， 等． 有色金屬材料手冊 ［Ｍ］． 北京： 化學(xué)工業(yè)出版社， ２００９．ＨｕａｎGB Ｙ， Ｌｉ Ｃ G， Sｈｉ Ｌ Ｋ， ｅT ａｌ． ＨａｎDBooｋ oｆ Ｎoｎ?ｆｅｒｒoｕSＭｅTａｌ ＭａTｅｒｉａｌS ［ Ｍ］．BｅｉｊｉｎG： ＭｅTａｌｌｕｒGｉｃａｌ ＩｎDｕSTｒｙ ＰｒｅSS， ２００９．

［３］ 　陳冬梅， 黃森森， 賀飛， 等． Ｆｅ 元素對 TA15鈦合金顯微組織和力學(xué)性能的影響 ［Ｊ］． 鈦工業(yè)進(jìn)展， ２０１７， ３４ （２）： １４－１８． Ｃｈｅｎ D Ｍ， ＨｕａｎG S S， Ｈｅ Ｆ， ｅT ａｌ． ＥｆｆｅｃTS oｆ Ｆｅ oｎ Tｈｅ ｍｉｃｒo?STｒｕｃTｕｒｅS ａｎD ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒoｐｅｒTｉｅS oｆ TA15TｉTａｎｉｕｍ ａｌｌoｙ ［Ｊ］．TｉTａｎｉｕｍ ＩｎDｕSTｒｙ ＰｒoGｒｅSS， ２０１７， ３４ （２）： １４－１８．

［４］ 　隋楠， 曹京霞， 黃旭， 等． 合金成分對 TA15鈦合金組織及力學(xué)性能的影響 ［Ｊ］． 航空材料學(xué)報， ２０１９， ３9（１）： ４８－５４．Sｕｉ Ｎ， Ｃａo Ｊ Ｘ， ＨｕａｎG Ｘ， ｅT ａｌ． ＥｆｆｅｃT oｆ ｃoｍｐoSｉTｉoｎ oｎ ｍｉｃｒo?STｒｕｃTｕｒｅ ａｎD ｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒoｐｅｒTｉｅS oｆ TA15TｉTａｎｉｕｍ ａｌｌoｙ ［ Ｊ］．Ｊoｕｒｎａｌ oｆ ＡｅｒoｎａｕTｉｃａｌ ＭａTｅｒｉａｌS， ２０１９， ３9（１）： ４８－５４．

［５］ 　王昉， 繆強， 梁文萍， 等． 熱處理對 TA15鈦合金組織的影響［Ｊ］． 熱處理， ２０１５， ３0（２）： ２４－２７．ＷａｎG Ｆ， Ｍｉａo Ｑ， ＬｉａｎG Ｗ Ｐ， ｅT ａｌ． ＥｆｆｅｃT oｆｈｅａT TｒｅａTｍｅｎT oｎｍｉｃｒoSTｒｕｃTｕｒｅ oｆ TA15TｉTａｎｉｕｍ ａｌｌoｙ ［ Ｊ］． ＨｅａT TｒｅａTｍｅｎT，２０１５， ３0（２）： ２４－２７．

［６］ 　李興無， 沙愛學(xué)， 張旺峰， 等． TA15合金及其在飛機結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用前景 ［Ｊ］． 鈦工業(yè)進(jìn)展， ２００３， ２0（４－５）：9０－９４．Ｌｉ Ｘ Ｗ， Sｈａ Ａ Ｘ， ＺｈａｎG Ｗ Ｆ， ｅT ａｌ． TA15TｉTａｎｉｕｍ ａｌｌoｙ ａｎDｉTSａｐｐｌｙｉｎG ｐｒoSｐｅｃTS oｎ ａｉｒｆｒａｍｅ ［ Ｊ］． TｉTａｎｉｕｍ ＩｎDｕSTｒｙ Ｐｒo?GｒｅSS， ２００３， ２0（４－５）：9０－９４．

［７］ 　劉全明， 張朝暉， 劉世鋒， 等． 鈦合金在航空航天及武器裝備領(lǐng)域的應(yīng)用與發(fā)展 ［Ｊ］． 鋼鐵研究學(xué)報， ２０１５， ２７ （３）：１－４． Ｌｉｕ Ｑ Ｍ， ＺｈａｎG Ｚ Ｈ， Ｌｉｕ S Ｆ， ｅT ａｌ． ＡｐｐｌｉｃａTｉoｎ ａｎD Dｅｖｅｌoｐ?ｍｅｎToｆ TｉTａｎｉｕｍ ａｌｌoｙ ｉｎ ａｅｒoSｐａｃｅ ａｎD ｍｉｌｉTａｒｙ ｈａｒDｗａｒｅ ［ Ｊ］．Ｊoｕｒｎａｌ oｆ Ｉｒoｎ ａｎD STｅｅｌRｅSｅａｒｃｈ， ２０１５， ２７ （３）： １－４．

［８］ 　梁培新， 朱衛(wèi)東， 楊剛， 等． 滲氫工藝對 TA15鈦合金氫含量和顯微組織的影響 ［Ｊ］． 鍛壓技術(shù)， ２０２０， ４５ （８）： １９０－１９４． ＬｉａｎG Ｐ Ｘ， Ｚｈｕ Ｗ D， ＹａｎG G， ｅT ａｌ． Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ oｆ ｈｙDｒoGｅｎ ｐｅｒ?ｍｅａTｉoｎ ｐｒoｃｅSS oｎ ｈｙDｒoGｅｎ ｃoｎTｅｎT ａｎDｍｉｃｒoSTｒｕｃTｕｒｅ oｆ TA15Ti-Tａｎｉｕｍ ａｌｌoｙ ［ Ｊ］． ＦoｒGｉｎG ＆ STａｍｐｉｎG TｅｃｈｎoｌoGｙ， ２０２０， ４５（８）： １９０－１９４．

［９］ 　代春， 李長江， 楊隴林， 等． 退火制度對 TA15擠壓管材的組織與性能的影響 ［Ｊ］． 稀有金屬快報， ２００８， ２７ （１２）： １５－１７．Dａｉ Ｃ， Ｌｉ Ｃ Ｊ， ＹａｎG Ｌ Ｌ， ｅT ａｌ． Tｈｅ ｅｆｆｅｃT oｆ ａｎｎｅａｌｉｎGｐｒoｃｅSS oｎ ｍｉｃｒoSTｒｕｃTｕｒｅ ａｎD ｐｒoｐｅｒTｉｅS oｆ TA15ａｌｌoｙ TｕBｅ ｐｒo?DｕｃｅDBｙ ｅｘTｒｕDｉｎG ［ Ｊ］．Rａｒｅ ＭｅTａｌS ＬｅTTｅｒS， ２００８， ２７ （１２）： １５－１７．

［１０］ 安耀輝， 高博， 馬龍， 等． 超大規(guī)格 TA15鈦合金棒材鍛造工藝研究 ［Ｊ］． 鈦工業(yè)進(jìn)展， ２０１３， ３0（５）： ２２－２５．Ａｎ Ｙ Ｈ， GａoB， Ｍａ Ｌ， ｅT ａｌ．RｅSｅａｒｃｈ oｎ ｆoｒGｉｎG ｐｒoｃｅSS oｆ Sｕ?ｐｅｒ ｌａｒGｅ?SｉｚｅD TA15TｉTａｎｉｕｍ ａｌｌoｙBａｒS ［Ｊ］． TｉTａｎｉｕｍ ＩｎDｕSTｒｙＰｒoGｒｅSS， ２０１３， ３0（５）： ２２－２５．

［１１］ 趙永慶， 葛鵬， 辛社偉． 近五年鈦合金材料研發(fā)進(jìn)展 ［Ｊ］．中國材料進(jìn)展， ２０２０， ３9（７－８）： ５２７－５３４．Ｚｈａo Ｙ Ｑ， Gｅ Ｐ， Ｘｉｎ S Ｗ． ＰｒoGｒｅSSｅS oｆR＆D oｎ Ti-ａｌｌoｙ ｍａTｅ?ｒｉａｌS ｉｎRｅｃｅｎT ５ ｙｅａｒS ［Ｊ］． ＭａTｅｒｉａｌS Ｃｈｉｎａ， ２０２０， ３9（７－８）：５２７－５３４．

［１２］ 王云， 羅登超， 王莎， 等． 熱處理對 Tｉ８0冷軋管材性能和組織的影響 ［Ｊ］． 熱加工工藝， ２０１９， ４８ （１０）： ２００－２０２．ＷａｎG Ｙ， Ｌｕo D Ｃ， ＷａｎG S， ｅT ａｌ． ＥｆｆｅｃT oｆ ｈｅａT TｒｅａTｍｅｎT oｎｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒoｐｅｒTｉｅS ａｎD ｍｉｃｒoSTｒｕｃTｕｒｅ oｆ Tｉ８0ｃoｌD?ｒoｌｌｅDTｕBｅS ［ Ｊ］． ＨoT Ｗo(hù)ｒｋｉｎG TｅｃｈｎoｌoGｙ， ２０１９， ４８ （ １0）：２００－２０２．

［１３］ 侯艷榮， 賴運金， 杜予晅， 等． 熱處理對 TA15鈦合金棒材沖擊性能的影響 ［Ｊ］． 熱加工工藝， ２０１１， ４0（２）： １８２－１８３．Ｈoｕ ＹR， Ｌａｉ Ｙ Ｊ， Dｕ Ｙ Ｘ， ｅT ａｌ． ＥｆｆｅｃT oｆ ｈｅａT TｒｅａTｍｅｎTｐｒoｃｅSS oｎ ｉMPaｃT ｐｒoｐｅｒTｙ oｆ TA15ａｌｌoｙ ［Ｊ］． ＨoT Ｗo(hù)ｒｋｉｎG Tｅｃｈ?ｎoｌoGｙ， ２０１１， ４0（２）： １８２－１８３．

相關(guān)鏈接