哈工大《JMST》：合金剪切旋压工艺设计及显微组织性能演变！

导读：Ti2AlNb 基合金的旋转对称工件在航空工业的高温使用条件下具有很大的潜力，但其较差的可加工性限制了其应用至今。本文首先进行了剪切旋压和热处理，以研究 Ti2AlNb 锥形工件的相应组织演变和机械性能。采用双道次剪切旋压和道间热处理，成功成形了锥形Ti2AlNb工件。提出了提高多道次纺丝可纺性的必要道间热处理方案(960°C/ 2h + 850°C/ 12h)。通过优化旋压后热处理方案(960°C/2 h)，使其室温和高温力学性能均满足使用要求。

剪切旋压是一种将平板金属坯料转变成空心形状的金属旋压工艺，通常伴随着圆锥形或曲线母线轴对称轮廓的形成，引起材料的连续和局部塑性变形。由于旋压工艺固有的成型力低、工装简单、材料利用率高、生产成本低和机械性能改善等优点，剪切旋压工艺在航空、航天、武器和汽车等各个行业得到越来越多的应用。 。

近来，为了满足高温使用要求，对旋转对称零件的需求不断增加，这需要发展难变形材料的旋压成形工艺，例如 Ti 2 AlNb 基合金。Ti 2 AlNb 合金作为一种优良的长期高温使用轻合金，可用于航空发动机进气部分等。通常，Ti 2 AlNb 基合金由 O 相组成（Ti 2 AlNb，Cmcm 对称）、bcc B2 相（有序 Pm3m 对称结构）/β 相（无序结构）和 hcp α 2相（Ti 3 Al，DO19 P63/mmc 对称结构）. 通过添加Nb合金元素引入稳定的β相后，Ti 2 AlNb基合金比Ti 3 Al合金具有更高的比强度、断裂韧性、室温延展性和环境稳定性。Ti 2 AlNb 基合金的最佳使用温度在 600°C 至 750°C 范围内，与 Ni 基超级合金相似，但合金的密度低三分之一。

然而，Ti 2的相组成、晶粒形貌和晶粒尺寸的演变基于AlNb合金热加工过程中是相当复杂的，包括热气体形成，超塑成形，热锻造/轧制和热处理。同时，Ti 2 AlNb 基合金延展性低、室温成形性差，限制了其在工业上的广泛应用。对于难变形材料的轴对称中空工件，热旋压是一种有效的成形工艺，可提高其成形性和机械性能。拉多维奇等人研究了AlMg6Mn合金在热剪旋压过程中的变形行为和组织演变，观察了强度和伸长率的最佳组合。詹等人研究了 TA15 合金热纺零件在 500-600°C 温度范围内热处理过程中的微观结构演变，以获得令人满意的几何精度和均匀的晶粒尺寸微观结构。然而，到目前为止，还没有关于 Ti 2 AlNb 合金旋压成形的文献。

在这项研究中，哈尔滨工业大学首次报道了 Ti 2 AlNb 合金的多道次剪切旋压工艺。为了提高热纺性或使用性能，设计了三种热处理方案来调整微观结构和机械性能，作为道间或纺后热处理工艺。分析了剪切旋压和热处理过程中Ti 2 AlNb基合金旋压件的显微组织演变及其对力学性能的影响。在此基础上，提出了合适的剪切旋压工艺及热处理工艺，可为Ti 2 AlNb合金轴对称空心工件的热成型及应用提供有效指导。相关研究成果以题“Process design and microstructure-property evolution during shear spinning of Ti2AlNb-based alloy”发表在国际著名期刊Journal of Materials Science & Technology上。

论文链接：

https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S1005030221006307

经过两次旋转后，B2 相织构从原样的 <111>//ND 变为 <001>//ND。SP1 和 SP2 的极限拉伸应力 (UTS) 分别增加到 1163 MPa 和 932 MPa，而在 650 °C 时，原样合金为 782 MPa。

图1。(a) 剪切旋压示意图，(b) 2 次剪切旋压实验程序示意图，(c)气体炬对 Ti 2 AlNb 合金进行剪切旋压，(d) 旋压工件中取样位置的图示。

图2。原样的 Ti 2 AlNb 板的初始微观结构：（a）金相图像，（b，c）BSE 图像，（d）TEM 明场图像和选区电子衍射 (SAED) 图案。

此外，由于 B2相的 {110}<111> 和 {112}<111> 交叉滑移系统在室温或低于室温 (RT) 下难以滑移，SP1 和 SP2 中出现屈服应力异常 (YSA)，但它们变成在 650 °C 及以上时有效。作为提高Ti2多道次纺丝工艺可纺织的必要步骤AlNb 合金，H3热处理方案，即 960°C/2 h+ 850°C/12 h，在两个连续的道次之间进行，以提高热加工性，

图3。不同温度下原态合金的拉伸应变-应力曲线和断裂形貌：（a）拉伸应变-应力曲线，（bd）分别在室温、650℃和900℃下的断裂形貌。

图 4。在作为接收到的圆板的照片和纺丝工件：（a）根据接收到的圆板，（b）中成功1 ST通双关语工件，（C）失败2次通过而不通间热处理通过连续纺丝加工短纤工件，（d）通过优化工艺和道间热处理成功制造的第二道旋压工件。

图5。SP1在不同温度下的拉伸应变-应力曲线和断裂形貌：（a）拉伸应变-应力曲线，（bd）分别在室温、650℃和900℃下的断裂形貌。

图 6。SP1 的显微结构：(a) OM，(b) BSE，(c) TEM 的明场图像，(d) (c)中 B2 和 α 2相的衍射图。

图7。HTSP1在不同温度下的应变-应力曲线和HTSP1在900°C下的断裂形貌：(a, b, c) HTSP1在室温、650°C和900°C下的应变-应力曲线；(d, e, f) 分别为 SP1-H1、SP1-H2 和 SP1-H3 试样在 900 °C 下的典型断裂形貌。

图 13。收到的板材和旋转工件的相位图和反极图 (IPF)：(a, b) AR, (c, d) SP1, (e, f) SP2。

为满足后续道次剪切纺丝的要求，SP1试样采用H3处理方案，960°C-2 h + 850°C-12 h，SP1-H3在900°C的伸长率达到72.1%，具有微观结构 B2 + 粗大的初级 O + 针状次级 O + 大量的球化 α 2相。对于使用要求，H1 热处理方案，960°C-2 h，被确认为优化工艺，可在 650°C 下实现旋压工件良好的综合力学性能，显微组织 B2 + 初级 O + 少量晶间初生α 2相。SP2-H1 试样的 UTS 和伸长率分别为 934 MPa 和 15.1%。

图18。(a, c, e) AR、SP1和HTSP1的力学性能比较；(b, d, f) AR、SP2 和 HTSP2 之间的机械性能比较。