1、序言

Ti-662鈦合金的名義成分為Ti-6Al-6V-2Sn-0.5Cu-0.5Fe，是由Ti-6Al-4V發(fā)展而來的多組元高強鈦合金，因為其力學性能良好、耐熱性能優(yōu)異，且具有良好的抗氧化性及耐蝕性，因此被廣泛應用于多個領域。近年來，隨著石油天然氣勘探開發(fā)不斷向深井、超深井和深海發(fā)展，由于T i-662鈦合金具有更高的強度水平和更深的淬透性，因此被國外用于替代T i-6A l-4V制造石油鉆桿、管材等零部件[1，2]。

鈦合金構(gòu)件需要通過鍛造精確調(diào)控組織來獲得相應的性能并確保鍛件整體的組織均勻性，采用自由鍛造生產(chǎn)鈦合金細長軸類鍛件時，在確保鍛透性的同時，要盡量減少難變形區(qū)并避免RTS效應，一般認為，當心部等效應變值＞0.2時，坯料被鍛透[3]。

陳飛等[4]研究了不同型砧對圓柱體拔長的影響，結(jié)果表明，弧面砧能有效增加工件平均應變，并增大拔長后工件動態(tài)再結(jié)晶百分數(shù)，起到細化晶粒的作用。影響快鍛件應力應變狀態(tài)的主要因素有壓下量、砧寬比、砧子形狀、走砧方式、毛坯截面形狀及溫度等[5]。本文研究了不同的鍛造溫度、道次壓下量和走砧方式對Ti-662鈦合金棒材組織性能及超聲雜波水平的影響。

2、試驗材料與方法

選用0級海綿鈦和Ti-662專用五元中間合金，為保證生產(chǎn)鑄錠成分的均勻性，采用真空自耗熔煉爐進行三次熔煉，隨后采用ICP測試鑄錠化學成分，鑄錠化學成分見表1。鍛造時首先使用45MN快鍛機進行單相區(qū)和兩相區(qū)多火次鐓拔變形，確保晶粒破碎及組織均勻，坯料顯微組織如圖1a所示。

由圖1a可看出，坯料為均勻的雙態(tài)組織。隨后使用45MN快鍛機及配套弧面砧分別采用不同工藝進行成品鍛造，弧面砧結(jié)構(gòu)如圖1b所示。最終制成φ108mm×2500mm 的細長軸。其工藝一為：相變點下40℃加熱，采用弧面砧從長軸中段開始滿砧拔長，此時砧寬比約為2.5，首段減徑完成后控制砧寬比0.8～1，從中間向A端走砧，待A端鍛造完成后繼續(xù)鍛造B端，每道次首遍壓下量15%，每次翻轉(zhuǎn)角度60°，共3道次完成鍛造，鍛造過程始終維持較高的鍛造溫度，不回火；工藝二為：在相變點下70℃加熱，采用弧面砧從長軸A端開始鍛造，始終控制砧寬比0.8～1，每道次首遍壓下量10%，每次翻轉(zhuǎn)角度60°，4道次完成，A端鍛造完成后回火補溫，保溫15min后開始鍛造B端，B端從棒材中段開始鍛造。

棒材經(jīng)車光后采用MAXI BACUS-MTS-01水浸超聲波自動檢測系統(tǒng)對長軸進行掃查，并使用IVEvaluation UT C掃分析軟件對其進行分析，形成C掃圖，并在長軸頭尾兩端取樣，分別使用Axiomatic光學顯微鏡及INSTRON電子萬能試驗機檢測顯微組織及拉伸性能。

3、結(jié)果與討論

3.1 超聲波掃查

圖2所示為長軸車光后，按AMS2628標準，使用分區(qū)探頭和對比試塊，分3個區(qū)分別設置0.8mm的FBH檢測靈敏度，是兩種工藝整支棒材的C掃圖和雜波最高點的A掃圖。C掃圖的長度即為棒材長度，寬度為棒材旋轉(zhuǎn)一周內(nèi)圓所有的超聲波信號，在10in（1in＝25.4mm）探頭有效聲束寬度的范圍內(nèi)，棒材每旋轉(zhuǎn)1.2°，記錄一次超聲波信號，旋轉(zhuǎn)一周記錄300次，探測深度37～72mm，顏色由藍到紅對應最大雜波反射信號由低到高。由圖2可看出，工藝一鍛造的長軸整體雜波較高，幾乎一半?yún)^(qū)域雜波超過56%（－3dB），且雜波高的區(qū)域呈180°對向分布，尤其棒材中段及B端最為嚴重，最大雜波反射點在棒材B端附近，高度72.9%，中段雜波高是因為弧面砧在高的砧寬比滿砧壓下時，砧寬比過大，在以15%的道次變形量壓下后，坯料會向R110mm圓弧處及上下砧間隙產(chǎn)生較大的寬展量，翻轉(zhuǎn)后按同一尺寸壓下，壓下量顯著增加，并且由于高的砧寬比，會使坯料內(nèi)部產(chǎn)生RST效應，造成內(nèi)部滑動撕裂[6]，而在此表現(xiàn)為沿滑動面的劇烈溫升，造成顯微組織變化。而隨著鍛造由中段向端頭進行，砧寬比恢復正常，雜波略有降低，但到兩端頭雜波又再度升高，這是因為鍛造走砧快到達端頭區(qū)域時，失去了剛端的約束。理論與試驗表明，在鍛造變形過程中，由于摩擦和溫度梯度的影響，在工具和鍛坯接觸區(qū)域的附近總是或大或小地存在一個難變形區(qū)，其大小與形狀對鍛件內(nèi)部的變形分布和應力狀態(tài)有重要的影響。從變形角度分析，當鍛坯與砧子接觸區(qū)域存在難變形區(qū)時，則心部區(qū)域變形量必然大；從應力角度分析，由于拔長時存在剛端約束，當心部金屬流動速度大時，為保持變形體的連續(xù)性，上下難變形區(qū)必然通過剛端阻礙軸線附近的金屬流動，因此在心部造成較大的軸向壓應力[7]。而失去剛端約束，軸向壓應力變?yōu)槔瓚?，引起不均勻變形和鍛透程度減弱，造成了超聲波檢測時雜波升高。

工藝二降低了鍛造溫度，調(diào)整了壓下量和走砧方式，但由于鍛造溫度低，道次多，控制了鍛造溫升，因此需回火補溫。從超聲波檢測結(jié)果來看，整體雜波均勻性及最高雜波均好于工藝一，距A端1000mm處有若干個雜波高的區(qū)域，且前半段雜波高于后半段，這是由于鍛造首先從A端開始，走砧1000mm左右后逐漸減少壓下量，隨后又從A端開始進行第二道次鍛造，直至4道次鍛造結(jié)束后回火，此時距A端1000mm 處區(qū)域形成臺階。由于軸向走砧長度較短，鍛造溫升大于溫降，造成顯微組織的變化使雜波偏高，回火后由臺階區(qū)域開始向B端鍛造，過渡臺階區(qū)域為整支棒材雜波為最高區(qū)域，最大雜波反射高度54.6%，這是因為過渡臺階區(qū)域不均勻變形更為嚴重。后半段由于走砧長度長，每道次壓下后降溫時間長，溫升與溫降大致相等，因此雜波較低，但180°對向也有雜波偏高的區(qū)域，說明圓弧砧每道次按同一尺寸壓下時翻轉(zhuǎn)造成壓下量過大的問題依舊存在。但從整體來看，經(jīng)過優(yōu)化的工藝較原工藝超聲波檢測水平有明顯提升，雜波整體均勻，整支棒材最高雜波＜－3dB，符合AMS2631AA級要求。

3.2 顯微組織

鈦合金的顯微組織對超聲波檢測的結(jié)果有重要影響。馬小懷等[8]研究結(jié)果顯示，片層狀組織超聲波檢測雜波水平最高，網(wǎng)狀組織次之，等軸組織最低。而鈦合金鍛造時終鍛溫度對鈦合金的顯微組織有重要影響，對兩種工藝生產(chǎn)棒材兩端切頭取樣，觀察棒材心部的顯微組織，如圖3所示。由圖3可看出，工藝一生產(chǎn)棒材兩端顯微組織差異較大，A端是后鍛的一端，為雙態(tài)組織，初生α相含量較低，說明終鍛溫度在兩相區(qū)上部，B端是先鍛的一端，存在少量極細小的等軸α相和大量被拉長呈條狀的α相，條狀α相含量高、長度短、方向變化多，此外還存在β轉(zhuǎn)，β轉(zhuǎn)中次生α相較為細小，故該組織類似于網(wǎng)籃組織。網(wǎng)籃組織一般由接近相變點近β鍛造形成，說明此端鍛造過程中心部溫升劇烈，接近相變點或在相變點附近。

工藝二生產(chǎn)的棒材兩端顯微組織也為雙態(tài)組織，初生α相含量相近，初生α相含量較工藝一A端有明顯增加，但兩端初生α相尺寸差異明顯，A端尺寸大、數(shù)量少，B端細小但數(shù)量多，這是由于A端作為先鍛造的區(qū)域，走砧長度短，鍛造時該段存在溫升，心部終鍛溫度高于加熱溫度，初生α相含量應該偏低，但該端在加熱溫度回火后有緩冷效果。因為緩冷過程中初生α相增大，而出爐后空冷的過程有較大的過冷度，促進了次生α相的形核，所以該端次生α相更細小，而B端鍛造時走砧長度長，且端頭處為最后鍛造的區(qū)域，鍛造時會有一定的自然溫降，因此鍛造溫度低且散熱時間長，導致該區(qū)域終鍛溫度低，初生α相含量高且細小，并且該段在兩相區(qū)下部停留時間較長，次生α相較A端粗大。

3.3 拉伸性能

兩種工藝兩端的橫縱向拉伸性能見表2。由表2可看出，工藝一A端強度稍高、但塑性較B端低，這是由于該組織中存在的少量等軸α相對變形起著協(xié)調(diào)作用，推遲了空洞的形核和發(fā)展，斷裂前將產(chǎn)生更大的變形，從而顯示較高的塑性[9]；工藝二B端較A端強度有略微提高，塑性幾乎無差別，這是由于對兩相鈦合金而言，其強度由初生α相和次生α相的含量和形態(tài)共同決定，組織中球狀初生α相越細小、均勻，力學性能就越高[10]，而次生α相隨著片層厚度的增加，呈現(xiàn)強度降低的規(guī)律[11]，B端球狀初生α相更細小，但次生α相片層厚度大，綜合作用下兩端力學性能差別不大。工藝二較工藝一強度、塑性均有明顯提高，這是由于鈦合金雙態(tài)組織抗拉強度最高，拉伸塑性最好[12]， 且雙態(tài)組織強度隨初生α相含量的變化而變化，初生α相含量增多，其強度升高[13]。在拉伸試驗過程中，試樣失效的過程首先會在初生α相和轉(zhuǎn)變β組織的相界面上形成空洞，隨著拉伸變形程度的增加，在必須穿過集束之前，這些空洞沿相界面長大，彌散分布的α相對空洞的長大、裂紋的擴展起阻礙作用，提高了其綜合力學性能。

4、結(jié)束語

1）Ti-662棒材超聲波檢測雜波與顯微組織有較大關系，網(wǎng)籃組織雜波最高，雙態(tài)組織次之，隨著初生α相含量的增加，組織趨于等軸化，雜波降低。

2）顯微組織對力學性能有較大的影響，存在少量細小等軸α相的類網(wǎng)籃組織塑性好，雙態(tài)組織的力學性能與初生α相的含量、初生與次生α相的尺寸有明顯關系。

3）超聲波C掃圖可作為判斷鈦合金棒材組織均勻性的依據(jù)，采用弧形砧鍛造生產(chǎn)Ti-662棒材時，較低的鍛造溫度、合理的砧寬比、較小的壓下量，以及由端頭向中間鍛造的走砧方式，可控制鍛造溫升，提高棒材整體組織均勻性，獲得均勻的雙態(tài)組織，降低超聲雜波水平。

參考文獻：

[1] 呂祥鴻，舒瀅．鈦合金石油管材研究和應用進展[J]．稀有金屬材料與工程，2014，43（3）：1518-1523.

[2] 袁文義，張泉海．國外鈦合金鉆桿研究進展[J]．新疆石油科技，2006，16（3）：13-15.

[3] 范佳鑫，朱艷春．材料開坯方式及鍛透性研究現(xiàn)狀[J]．熱加工工藝，2022，51（5）：6-12.

[4] 陳飛，劉丹，虞沛芾，等．不同型砧對圓柱體拔長的影響研究[J]．機械工程與自動化，2017，2（4）：134-135.

[5] 杜詩文．圓弧砧結(jié)構(gòu)尺寸對列車車軸成形質(zhì)量的影響[J]．塑性工程學報，2015，22（12）：26-31.

[6] 任猛，王中安，史翔煒，等．大型自由鍛造技術(shù)要點[J]．大型鑄鍛件，2014（6）：7-32.

[7] 任運來，聶紹珉．大型鍛件鍛造拔長新工藝[J]．機械工程學報，2007，43（11）：224-225.

[8] 馬小懷．鈦合金超聲波檢測中雜波產(chǎn)生原因分析[J]．無損檢測，2006，28（12）：649-651.

[9] 周義剛，曾衛(wèi)東，李曉芹，等．鈦合金高溫形變強韌化機理[J]．金屬學報，1999（1）：45-48.

[10] 姚澤坤，郭鴻，蘇祖武，等．熱力學參數(shù)對α+β兩相鈦合金再結(jié)晶百分數(shù)和力學性能的影響[J]．稀有金屬材料與工程，2000，29（5）：340-343.

[11] 彭美旗，程興旺，鄭超，等．次生片層α相寬度對雙態(tài)組織TC4鈦合金動態(tài)壓縮性能及其絕熱剪切敏感性的影響[J]．稀有金屬材料與工程，2017，46（7）：1843-1849.

[12] 朱知壽，商國強，王新南，等．航空用鈦合金顯微組織控制和力學性能關系[J]．航空材料學報，2020，40（3）：1-10.

[13] 張智，楊佩，文娜，等．T C11鈦合金棒材鍛造工藝的研究[J]．熱加工工藝，2017，46（15）：163-164，172.