BT25钛合金高温变形行为

引用本文

程晨, 雷旻, 万明攀, 蔡钢. BT25钛合金高温变形行为[J]. 有色金属科学与工程, 2017, 8(6): 51-56. DOI: 10.13264/j.cnki.ysjskx.2017.06.008. 复制到剪切板

CHENG Chen, LEI Min, WAN Mingpan, CAI Gang. High temperature deformation behavior of BT25 titanium alloy[J]. Nonferrous Metals Science and Engineering, 2017, 8(6): 51-56.DOI: 10.13264/j.cnki.ysjskx.2017.06.008. 复制到剪切板

BT25钛合金高温变形行为

[PDF全文]

程晨^a , 雷旻^a,b , 万明攀^a,b , 蔡钢^a

a. 贵州大学，材料与冶金学院，贵阳 550025;
b. 贵州大学，贵州省材料结构与强度重点实验室，贵阳 550025

基金项目：贵州省科技厅工业攻关项目（GY(2012)3002)；贵阳市科技局工业攻关项目（[2012101]2-8)

通信作者：雷旻（1965-），男，教授，主要从事金属材料加工及组织性能研究，E-mail:amin_am@163.com

收稿日期：2017-06-10

摘要：对BT25钛合金在温度为950~1 100 ℃，应变速率为0.001~10 s^-1条件下的高温变形行为进行了研究，分析了热力学参数对流变应力和微观组织的影响，并以Arrhenius方程为基础，构建了本构方程，最后进行了验证.结果表明：BT25合金在相同温度和应变速率下变形，变形量越大，动态再结晶越充分并细化了晶粒.相同变形量，变形温度越低，应变速率越高，动态再结晶晶粒尺寸越细小；流变应力随应变速率的增加而增加，随变形温度的升高而减小；BT25合金在α+β两相区（950~1 010 ℃）Q=763.51 kJ/mol，β相区（1 040~1 100 ℃）Q=231.36 kJ/mol.

关键词：BT25钛合金形变参数动态再结晶流变应力

High temperature deformation behavior of BT25 titanium alloy

CHENG Chen^a , LEI Min^a,b , WAN Mingpan^a,b , CAI Gang^a

a. College of Materials and Metallurgy, Guizhou University, Guiyang 550025, China;
b. Key Laboratory for Mechanical Behavior and Microstructure of Materials, Guizhou University, Guiyang 550025, China

Abstract: The high temperature behavior of BT25 titanium alloy was investigated from 950 ℃ to 1 100 ℃ and strain rate range 0.001 s^-1 to 10 s^-1. The effects of thermodynamic parameters on flow stress and microstructure were analyzed. Based on the arrhenius equation, the constitutive equation was constructed and validated. The results show that at the same temperature and strain rate, the larger the deformation, the more the dynamic recrystallization is. At the same deformation degree, the lower the deformation temperature and higher the strain rate, thefiner the dynamic recrystallization grain size is. The flow stress increases with the increase of strain rate, and decreases with the rising deformation temperature. The deformation activation energy of BT25 titanium alloy is 763.51 kJ/mol in α+β phase region(950~1 010 ℃) and 231.36 kJ/mol in β phase region(1 040~1 100 ℃).

Key words: BT25 titanium alloy deformation parameter dynamic recrystallization flow stress

BT25钛合金是以α相为主的马氏体型α+β两相钛合金，含有高熔点的钼和钨等元素，具有优良的拉伸强度、蠕变性能和热强性，在航空发动机压气机盘等零件有重要应用^[1-4]. BT25钛合金的锻造温度比较窄，热力参数对变形抗力有较大影响，使其加工难度大^[5].流变应力是塑性加工工艺制定的重要参数.研究表明，动态再结晶后的晶粒大小与流变应力成反比^[6].但国内对BT25合金流变应力的研究不多.以BT25合金为研究对象，研究该合金高温变形行为及组织演变规律，特别是研究热力参数对流变应力的影响规律；并以BT25钛合金相变点为界限，分段计算变形激活能并建立流变应力方程，这对选择合理的锻造工艺参数和优化工艺都有一定的指导意义.

1 实验

用线切割在退火热轧BT25合金棒材上加工尺寸为Ф5 mm×10 mm的试样，在型号为B?覿hr DIL805A/D动态热模拟相变仪上进行高温压缩实验.将试样以300 ℃/min的速度加热至变形温度（β转变温度为1 029 ℃），保温6 min后进行压缩实验，再以150 ℃/s的冷速至室温.变形温度分别为1 040 ℃、1 070 ℃、1 100 ℃，应变速率为0.001 s^-1，0.01 s^-1，0.1 s^-1和1 s^-1，变形量为50 %.在变形温度为1 050 ℃和应变速率为0.01 s^-1时，分别进行了变形量为0 %、20 %、40 %、60 %的变形.将变形后的材料制成金相试样，用V_HF：V_HNO₃：V_H₂O=1：2：5(体积比)配比腐蚀液进行腐蚀，在金相显微镜下观察组织并分析.根据Arrhenius方程分段计算变形激活能并建立流变应力方程. BT25合金化学成分如表 1所示，原始微观组织如图 1所示，β转变相基体上分布白色等轴α相.

表 1 BT25合金的化学成分/（质量分数，%） Table 1 Chemical composition of BT25 titanium alloy /(mass fraction, %)

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图 1 BT25合金原始微观组织 Fig. 1 Original microstructure of BT25 alloy

2 结果分析与讨论 2.1 组织演变

图 2、图 3所示分别为BT25合金在变形温度为1 050 ℃和应变速率为0.01 s^-1的不同变形量的真应力-真应变曲线和金相组织.可以看出变形量为20 %时，金相组织变化不大，只是由于压缩使得晶界发生弯曲，而未发生动态再结晶.可以明显看出40 %变形量部分发生再结晶，60 %变形量再结晶更充分. BT25合金变形量从20 %到60 %，流变应力没有因动态再结晶软化作用而降低，动态回复、动态再结晶的软化作用与加工硬化基本达到动态平衡.真应力-真应变曲线处于基本平稳状态，可视为动态回复型曲线. 图 4所示是BT25合金在变形量为50 %，应变速率为0.01 s^-1，变形温度分别为1 040 ℃、1 070 ℃、1 100 ℃的金相试样冷却到室温的金相组织.由图 4可以看出，随着变形温度的增高，再结晶晶粒尺寸越粗大.由于动态再结晶晶粒尺寸的大小与动态再结晶形核率和长大速率有关，虽然随着变形温度的增加，形核率和长大速率同时增加，但当变形温度达到一定程度时，长大速率对组织的影响大于形核率的影响^[7].所以，随着变形温度的增高，动态再结晶晶粒尺寸越大. 图 5所示为BT25合金在变形温度为1 070 ℃，变形量为50 %的不同应变速率的金相组织.可以看出随着应变速率的增加，晶粒平均尺寸越细小.其原因是应变速率0.001 s^-1时，变形时间长，使得晶粒长大对组织的影响大于新的再结晶现象产生的细化作用.随着应变速率的增加，变形时间越短，晶粒长大越不明显，动态再结晶现象产生细小的晶粒.但当应变速率增加到1 s^-1时，只有很少的晶粒有动态再结晶发生.其原因是形变时间短，动态再结晶只在弯折晶界附近发生.说明在保证再结晶完成的情况下，选用较低的变形温度和较高的应变速率来获得细小的晶粒.

图 2 BT25合金不同变形量的真应力-真应变曲线 Fig. 2 True stress-true strain curves of BT25 alloy at different deformation degree

图 3 不同变形量下BT25合金的金相组织 Fig. 3 Micrographs of BT25 alloy at different deformation degree

图 4 不同变形温度的BT25合金金相组织 Fig. 4 Micrographs of BT25 alloy at different deformation temperature

图 5 不同变形速率的BT25合金金相组织 Fig. 5 Micrographs of BT25 alloy at different strain rate

2.2 构建流变应力方程

目前在钛合金热变形特性的研究中，Arrhenius方程^[8]可以描述流变应力与应变速率与变形温度之间的关系，其中在整个应力水平时双曲正弦形式为：

$ \dot \varepsilon = A{({\rm{sinh}}(\alpha \sigma ))^\mathit{n}}{\rm{exp}}( - \mathit{Q}/\mathit{RT}) $

(1)

式（1）中，A、Q、α、n是与材料本身相关的常数. α=β/m^[9-10]，${\dot \varepsilon }$为应变速率（s^-1），σ为流变应力，MPa，Q为形变激活能，kJ/mol，可以反映材料高温塑性变形难易程度^[11]. R为理想气体常数，R=8.314 J/（mol·K），T为绝对温度，K. Zener和Hollomon^[12-13]提出参数（Z）可以表示应变速率与变形温度对变形的影响.即：

$ Z = \dot \varepsilon \cdot {\rm{exp}}(\mathit{Q}/\mathit{RT}) $

(2)

参数Z表示的流变应力本构方程（3）:

$ Z = A{({\rm{sinh}}(\alpha \sigma ))^\mathit{n}} $

(3)

联立式（1）、式（2）、式（3）得：

$ \sigma = \frac{1}{\alpha }{\rm{ln}}\left\{ {{{\left( {\frac{Z}{A}} \right)}^{1/n}} + {{\left[{{{\left( {\frac{Z}{A}} \right)}^{2/n}} + 1} \right]}^{1/2}}} \right\} $

(4)

将表 2实验获得的数据代入相应公式，由式（1）和式（2），分别线性拟合${\rm{ln}}\dot \varepsilon - {\rm{ln}}\sigma $和${\rm{ln}}\dot \varepsilon - \sigma $的关系式，m和β值即为图 6（a）、图 6（b）中直线斜率的倒数，α值由式α=β/m计算得出.将（α值代入式（3），由式（2）、式（3）两边取自然对数线性拟合${\rm{ln}}\dot \varepsilon - {\rm{ln}}\left[{{\rm{sinh}}\left( {\alpha \sigma } \right)} \right]$（图 6（c））得到n值.解得m，β，α，n值如表 3所示.假设一定变形温度范围内，Q保持不变.对式（2）、式（3）两边取自然对数得：

$ {\rm{ln}}\dot \varepsilon = \mathit{n} \cdot [{\rm{sinh}}(\alpha \sigma )] + {\rm{ln}}\mathit{A} - \mathit{Q}/\mathit{RT} $

(5)

$ Q = R{\left. {\frac{{\partial {\rm{ln}}\dot \varepsilon }}{{\partial {\rm{ln}}[{\rm{sinh}}(\alpha \sigma )]}}} \right|_{\text{T}}}{\left. {\frac{{\partial {\rm{ln}}[{\rm{sinh}}(\alpha \sigma )]}}{{\partial (1/T)}}} \right|_{\dot \varepsilon }} = \mathit{Rnc} $

(6)

表 2 BT25钛合金在不同变形条件下的修正稳态流变应力/MPa Table 2 Corrected saturation stress of BT25 alloy under different deformation conditions

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图 6 ${\rm{ln}}\dot \varepsilon - {\rm{ln}}{\rm{ \mathsf{ σ} }} $、${\rm{ln}}\dot \varepsilon - {\rm{ \mathsf{ σ} }} $和${\rm{ln}}\dot \varepsilon - {\rm{ln}}\left[{{\rm{sinh}}\left( {\alpha {\rm{ \mathsf{ σ} }} } \right)} \right]$关系曲线 Fig. 6 ${\rm{ln}}\dot \varepsilon - {\rm{ln}}{\rm{ \mathsf{ σ} }} $、${\rm{ln}}\dot \varepsilon - {\rm{ \mathsf{ σ} }} $和${\rm{ln}} - {\rm{ln}}\dot \varepsilon \left[{{\rm{sinh}}\left( {\alpha {\rm{ \mathsf{ σ} }} } \right)} \right]$ relationship lines

表 3 m，β，α，n常数值 Table 3 m, β, α, n constant values

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线性拟合ln[sinh（ασ）]-1/T关系式（图 7），由式（6）可得到c值，再由式（2）、式（3）可得形变激活能Q，将Q值代入式（2），可计算得到Z参数的表达式.由式（3）两边取自然对数线性回归lnZ-ln[sinh（ασ）]的关系式（图 8），可以得到A值.其线性回归系数r分别为0.990 89和0.997 28，说明线性拟合很好. 图 8中回归直线的截距为lnA.如表 4所示.

图 7 ln[sinh（ασ）]-1/T的函数关系 Fig. 7 Functional relationship of ln[sinh(ασ)]-1/T

图 8 lnZ-ln[sinh（ασ）]的函数关系 Fig. 8 Functional relationship of lnZ-ln[sinh(ασ)]

表 4 c，Q，lnA常数值 Table 4 c, Q, lnA constant values

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由表 4可知，BT25合金在α+β两相区（950~1 010 ℃）Q=763.51 kJ/mol，β相区（1 040~1 100 ℃）Q=231.36 kJ/mol.而P.Wanjara计算出了IMI834钛合金α+β两相区的相变激活能70 300 kJ/mol，β相区153 kJ/mol，计算结果与文献[14]相近.这表明BT25合金α+β两相区和β相区的变形激活能数值差距很大，所以BT25合金以相变点为界限，分段计算变形激活能和构建流变应力方程是必要的.

将表 3，表 4求得的Q、n、α和A等材料参数值代入式（1），可计算得到BT25钛合金的高温压缩本构方程：

$ \begin{array}{l} 950 \sim 1\;010\ ℃:\dot \varepsilon = {e^{70.533\ 9}}{[{\rm{sinh}}({\rm{0}}{\rm{.016\ 262\ 2}}\sigma )]^{{\rm{2}}{\rm{.984\ 068}}}} \cdot {\rm{exp}}({\rm{763\ 507}}{\rm{.18}}/\mathit{RT})\\ 1\;040 \sim 1\;100\ ℃:\dot \varepsilon = {e^{17.892}}{[{\rm{sinh}}(0.028\ 623\ 7\sigma )]^{{\rm{2}}{\rm{.727\ 527}}}} \cdot {\rm{exp}}(231357.85/\mathit{RT}) \end{array} $

用Z参数表示的流变应力本构方程：

$ \begin{array}{l} 950 \sim 1\;010\ ℃:Z = \dot \varepsilon \;{\rm{exp}}\left( {{\rm{763}}\;{\rm{507}}{\rm{.18}}/RT} \right)\\ \sigma = \frac{1}{{{\rm{0}}{\rm{.016}}\;{\rm{262}}\;{\rm{2}}}} \cdot \\ {\rm{ln}}\left\{ {{{\left( {\frac{Z}{{4.29 \times {{10}^{30}}}}} \right)}^{1/{\rm{2}}{\rm{.984}}\;{\rm{068}}}} + {{\left[{{{\left( {\frac{Z}{{4.29 \times {{10}^{30}}}}} \right)}^{2/{\rm{2}}{\rm{.984}}\;{\rm{068}}}} + 1} \right]}^{1/2}}} \right\}\\ 1\;040 \sim 1\;100\ ℃:Z = \dot \varepsilon \;\exp \left( {{\rm{231}}\;{\rm{357}}{\rm{.85}}/RT} \right)\\ \sigma = \frac{1}{{{\rm{0}}{\rm{.028}}\;{\rm{623}}\;{\rm{7}}}} \cdot \\ {\rm{ln}}\left\{ {{{\left( {\frac{Z}{{{\rm{5}}{\rm{.585}}\;{\rm{866}} \times {{10}^6}}}} \right)}^{1/{\rm{2}}{\rm{.727}}\;{\rm{527}}}} + {{\left[{{{\left( {\frac{Z}{{{\rm{5}}{\rm{.585}}\;{\rm{866}} \times {{10}^6}}}} \right)}^{2/{\rm{2}}{\rm{.727}}\;{\rm{527}}}} + 1} \right]}^{1/2}}} \right\} \end{array} $

2.3 热力参数对BT25钛合金流变应力的影响

图 6（a）所示为BT25钛合金在高温压缩过程中${\dot \varepsilon }$和σ的关系图，可以看出，在同一温度下，BT25钛合金在高温压缩过程中，峰值应力随着应变速率的增加而线性增加，并且图 6（a）中曲线斜率基本一致.说明${\rm{ln}}\dot \varepsilon - {\rm{ln}}\sigma $关系曲线能够较好的描述BT25钛合金应变速率对流变应力的影响.其原因是随着应变速率增加，位错增值速度增加，产生加工硬化作用使流变应力增加^[15]. 图 7所示为峰值应力随变形温度的变化规律图，在同一应变速率下，流变应力随着变形温度的增加而减小.由显微组织演变规律，可以看出动态再结晶尺寸随着温度的增加而增加，流变应力与动态再结晶晶粒尺寸成反比，验证了流变应力随着变形温度的增加而减小.其原因是随着变形温度增加，原子的平均动能增加，位错运动的阻力减小，使得变形过程中软化作用抵消了加工硬化作用，使其流变应力减小^[16].变形温度在相变点（β_T=1 029 ℃）之下的曲线斜率偏高，BT25合金以相变点为界限，会表现出不同的特性.这与陈海生等^[17]对Ti-6Al-3Nb-2Zr-1 Mo合金绘制流变应力与温度关系曲线相似. 图 8可以看出，BT25钛合金在高温压缩过程中峰值应力随Z值的增加而增加.

2.4 本构方程的验证

图 9所示的数据点是将变形温度与应变速率代入本构方程计算结果，曲线为实验结果.可以看出修正稳态流变应力与计算流变应力值基本相近.用相对误差绝对值AARE来表征模型精度^[9]，公式为：

$ AARE\left( \% \right) = \frac{{\rm{1}}}{\mathit{N}}\sum\nolimits_{\mathit{i} = {\rm{1}}}^\mathit{N} {\left| {\frac{{{\mathit{E}_{\rm{i}}} - {\mathit{P}_{\rm{i}}}}}{{{\mathit{E}_{\rm{i}}}}}} \right|} \times {\rm{100}} $

(7)

图 9 BT25合金流变应力实验值与计算值比较 Fig. 9 Comparison of experimental values and calculated values of flow stress of BT25 titanium alloy

E为实验流变应力值，P为本构方程计算得到的流变应力值，N为流变应力数据点总数目. AARE=6.197 %，表明该模型具有良好的精度.分析表明Arrhenius方程在整个应力水平时的式（1）可以很好的表述应变速率与变形温度对BT25钛合金流变应力的影响.

3 结论

1）BT25合金加热到β相区、较低应变速率进行热压缩变形，变形量达到一定程度才能发生动态再结晶现象，晶粒尺寸随着形变量增大变得细小；相同形变量，应变速率越高，变形温度越低，动态再结晶晶粒尺寸越细小.

2）BT25合金热压缩变形过程中，相同变形温度，应变速率增加，流变应力增大；相同应变速率，温度升高，流变应力减小.

3）BT25合金在α+β两相区（950~1 010 ℃）变形激活能Q=763.5 kJ/mol，β相区（1 040~1 100 ℃）Q= 231.36 kJ/mol.

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