管路系統(tǒng)是飛機(jī)的生命線,其性能好壞直接影響 飛機(jī)的整體性能[1-2] 。液壓管路系統(tǒng)在飛機(jī)管路系統(tǒng) 中工作壓力最高,可靠性要求最為嚴(yán)格,飛機(jī)管路系 統(tǒng)應(yīng)用技術(shù)水平的高低集中體現(xiàn)在液壓管路系統(tǒng)中。TA18(Ti-3Al-2.5V)是美國20世紀(jì)60年代末研制的近α型鈦合金,不僅具有良好的室溫、高溫力學(xué)性能和耐蝕性能,相較于不銹鋼管材比強(qiáng)度高,而且具有優(yōu)異的冷熱加工塑性、成型性和焊接性能[3-5] ,該合金是先進(jìn)飛機(jī)液壓管路系統(tǒng)的首選材料[6-8] 。

對(duì)于液壓系統(tǒng)用TA18管材,除了對(duì)拉伸性能具有較高的要求外,還要求其具有較強(qiáng)的徑向織構(gòu)[9-10] ,相關(guān)研究表明,通過合理的冷軋道次Q值分配[11-13]結(jié)合中間退火[14] ,可以獲得具有徑向織構(gòu)的冷軋管材,從而保障管材的收縮應(yīng)變比(CSR)滿足指標(biāo)要求[15] ,使管材具有良好的彎曲、擴(kuò)口等工藝性能[16] 。另外,為了使管材具有良好的塑性,TA18冷軋管材一般需要進(jìn)行熱處理[17] ,目前TA18管材的熱處理主要是針對(duì)顯微組織和拉伸性能的變化規(guī)律研究[18-20] ,然而,在熱處理過程中鈦合金除了發(fā)生回復(fù)和再結(jié)晶外,各向異性也會(huì)發(fā)生變化[21-22] ,從而導(dǎo)致管材的CSR發(fā)生變化,進(jìn)而影響管材的工藝性能。楊奇等[23]研究了熱處理溫度對(duì)管材織構(gòu)的影響,周大地等[24-25]研究了熱處理對(duì)管材織構(gòu)和殘余應(yīng)力的影響,然而,上述研究并未探明熱處理溫度和時(shí)間等參數(shù)對(duì)管材CSR性能的影響,故目前熱處理工藝對(duì)管材CSR的影響規(guī)律尚不清楚。因此本文以航空液壓系統(tǒng)用TA18管材為研究對(duì)象,研究熱處理工藝對(duì)管材顯微組織、拉伸性能和CSR的影響規(guī)律,為制備綜合性能滿足要求的成品管材熱處理技術(shù)提供參考。

1、試驗(yàn)材料與方法

本文以冷軋態(tài)TA18鈦合金管材為原材料，其直徑為18mm，厚度為1.5mm。經(jīng)過真空封管后，對(duì)其在電阻爐中進(jìn)行真空熱處理，首先在400~650℃范圍內(nèi)保溫90min后進(jìn)行爐冷，研究熱處理溫度對(duì)管材顯微組織和性能的影響規(guī)律，確定最佳的熱處理溫度，然后在最佳的熱處理溫度條件下對(duì)管材進(jìn)行15~240min不同時(shí)間的保溫，探究保溫時(shí)間對(duì)管材顯微組織和性能的影響規(guī)律。

采用JSM-F100型掃描電鏡(SEM)進(jìn)行電子背散射衍射(EBSD)分析，步長(zhǎng)為0.2μm。利用INSTRON5985型電子萬能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行管材的拉伸性能測(cè)試和CSR的預(yù)拉伸，采用JVP-300F型視頻儀測(cè)量管材拉伸變形前后的直徑和周向應(yīng)變。

2、結(jié)果與分析

2.1熱處理工藝對(duì)顯微組織的影響

圖1為鈦合金管材在不同溫度保溫90min后AD-TD面的取向成像圖，其中AD、TD分別代表管材的軸向和切向，{0001}取向的晶粒為紅色，{101-0}取向的晶粒為藍(lán)色、{112-0}取向的晶粒為綠色。從圖1可以看出，冷軋態(tài)管材晶粒呈現(xiàn)沿軸向被拉長(zhǎng)的形貌，主要以紅色的{0001}取向晶粒為主，另外還可以看出晶粒內(nèi)部存在大量的小角度晶界(細(xì)黑線)，由此說明冷軋管材具有強(qiáng){0001}徑向織構(gòu)。退火溫度低于500℃時(shí)，鈦合金管材中的晶粒仍呈現(xiàn)沿軸向被拉長(zhǎng)的形貌，晶粒內(nèi)部的小角度晶界數(shù)量減少，表明鈦合金管材只發(fā)生了回復(fù)，當(dāng)退火溫度升高到550℃時(shí)，局部區(qū)域出現(xiàn)了再結(jié)晶晶粒；當(dāng)退火溫度繼續(xù)升高到600℃時(shí)，鈦合金管材中的晶粒大部分完成了再結(jié)晶，退火溫度達(dá)650℃時(shí)，此時(shí)管材已經(jīng)發(fā)生完全再結(jié)晶。另外，從圖中還可以看出，隨著退火溫度的升高，鈦合金管材中{0001}取向的晶粒所占的比重稍有降低，表明在退火過程中管材的徑向織構(gòu)減弱。當(dāng)退火溫度為650℃時(shí)，雖然出現(xiàn)了部分隨機(jī)取向的晶粒，但仍以{0001}取向晶粒為主。

圖2為冷軋態(tài)鈦合金管材在400~650℃保溫90min后的晶界取向差分布。從圖2可以看出，在400~500℃退火時(shí)，隨著退火溫度升高，小于5°的小角度晶界所占的比例稍有降低，5°~15°小角度晶界的比例升高，當(dāng)退火溫度升高至550℃時(shí)，小角度晶界所占的比例迅速降低，>15°的大角度晶界所占的比例明顯增加，由此進(jìn)一步說明此時(shí)管材開始發(fā)生再結(jié)晶。

為進(jìn)一步分析退火溫度對(duì)合金相成分的影響，對(duì)不同溫度退火保溫90min鈦合金管材采用掃描電鏡進(jìn)行形貌觀測(cè)。圖3(a)為冷軋態(tài)鈦合金管材的SEM形貌，從圖中可以看出冷軋態(tài)管材晶粒呈現(xiàn)拉長(zhǎng)的狀態(tài)，同時(shí)在晶界處存在拉長(zhǎng)的第二相。圖3(b)為形貌圖中黃線區(qū)域的元素含量分布，從圖3(b)中可以觀察到第二相中V的含量明顯高于基體相，而V元素屬于β穩(wěn)定元素在β相中的含量較高由此可以說明第二相為β相。

圖4為不同溫度退火保溫90min后鈦合金管材的SEM形貌。從圖4可以看出隨著退火溫度的升高，纖維狀β相逐漸變短由此說明隨著退火溫度的升高，β相也逐漸發(fā)生等軸化采用分析的鈦合金管材的β相含量面積比如表所示從表可以看出不同退火溫度條件β相含量均在1.5%~2.0%，由此說明退火溫度對(duì)β相含量的影響較小。

表1不同溫度退火保溫90min后鈦合金管材的β相含量

圖5為500℃退火保溫不同時(shí)間后TA18鈦合金管材的顯微組織。從圖5中可以看出隨著保溫時(shí)間延長(zhǎng)，鈦合金的顯微組織中小角度晶界數(shù)量減少，其他形貌相差不大，{0001}取向的晶粒所占的比例也基本相同，由此說明保溫時(shí)間對(duì)TA18鈦合金管材的顯微組織影響不明顯。這主要是因?yàn)闋t冷條件下，冷卻時(shí)間一般都要超過12h，在爐冷過程中，管材有足夠的時(shí)間發(fā)生回復(fù)，因此保溫時(shí)間對(duì)管材的顯微組織影響不明顯。

綜上所述，TA18鈦合金管材在400~500℃范圍內(nèi)退火90min時(shí)，小于5°的小角度晶界比例稍有降低，5°~15°小角度晶界的比例升高，管材主要發(fā)生回復(fù)，550℃時(shí)開始發(fā)生再結(jié)晶，650℃時(shí)再結(jié)晶完成；{0001}取向的晶粒所占的面積隨著退火溫度的升高逐漸降低，但是管材仍以強(qiáng)徑向織構(gòu)為主；不同退火溫度條件下，β相含量穩(wěn)定在1.5%~2.0%。保溫時(shí)間對(duì)管材的顯微組織影響不明顯。

2.2熱處理工藝對(duì)力學(xué)性能和CSR的影響

圖6為不同溫度退火保溫90min后TA18鈦合金管材的力學(xué)性能，從圖6(a)可以看出，在400~650℃退火時(shí)，相較于冷軋態(tài)，TA18鈦合金管材的屈服強(qiáng)度由848MPa降低至771MPa，抗拉強(qiáng)度由953MPa降低至914MPa；在450~500℃退火保溫90min時(shí)，管材的屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度和伸長(zhǎng)率基本保持不變，主要是因?yàn)榇藭r(shí)管材主要發(fā)生回復(fù)，組織變化不明顯，因此管材的拉伸性能相對(duì)穩(wěn)定；當(dāng)溫度升高至550℃時(shí)，TA18管材開始發(fā)生再結(jié)晶，TA18管材的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度開始迅速降低，繼續(xù)升高退火溫度，管材再結(jié)晶程度增加，管材的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度繼續(xù)迅速降低。

從圖6(b)可以看出，CSR的變化與力學(xué)性能變化規(guī)律基本一致，冷軋態(tài)管材的CSR為2.2，在400~450℃退火時(shí)，TA18鈦合金管材的CSR相較冷軋態(tài)迅速降低至1.9~2.0；在450~500℃退火時(shí)，管材的CSR相對(duì)較為穩(wěn)定，約為1.9；當(dāng)溫度升高至550℃時(shí)，TA18鈦合金管材的CSR開始迅速降低，當(dāng)退火溫度達(dá)650℃時(shí)，管材的CSR約為1.6，與冷軋態(tài)相比降低了約0.6，這主要是管材發(fā)生了再結(jié)晶，出現(xiàn)了部分{101-0}、{112-0}取向的晶粒，徑向織構(gòu)進(jìn)一步減弱。

圖7為500℃退火保溫不同時(shí)間后TA18鈦合金管材的力學(xué)性能。從圖7中可以看出不同保溫時(shí)間條件下，管材的拉伸性能和CSR相差不大，由此說明保溫時(shí)間對(duì)TA18鈦合金管材的拉伸性能和CSR的影響較小，與組織分析的結(jié)果相吻合。

綜上所述，TA18鈦合金管材在500℃保溫90min爐冷的條件下進(jìn)行熱處理，管材拉伸性能均能滿足AMS4945指標(biāo)Rm≥862MPa，Rp0.2≥724MPa，A??≥10.0%，CSR≥1.3的要求，管材的綜合性能最優(yōu)。

2.3熱處理工藝對(duì)TA18鈦合金管材CSR的影響機(jī)理分析

管材的CSR與織構(gòu)具有密切的關(guān)系：徑向織構(gòu){0001}與RD方向夾角越小，管材的CSR越高。為了進(jìn)一步分析熱處理溫度對(duì)TA18鈦合金管材CSR的影響機(jī)理，對(duì)不同退火溫度保溫90min條件下管材的{0001}極圖進(jìn)行了分析，結(jié)果如圖8所示。其中X?平行于管材周向TD，Y?平行于管材軸向AD，觀察方向?yàn)楣懿膹较騌D。

從{0001}面的極圖可以看出，冷軋態(tài)管材{0001}面極密度較強(qiáng)的區(qū)域與RD方向夾角在2°~52°之間，夾角跨度為50°，平均夾角為26°；當(dāng)退火溫度為400℃時(shí)，{0001}面極密度較強(qiáng)的區(qū)域與RD方向夾角在24°~54°，夾角跨度為30°，平均夾角為36°；當(dāng)退火溫度為500℃時(shí)，{0001}面極密度較強(qiáng)的區(qū)域與RD方向的夾角在28°~46°之間，夾角跨度為18°，平均夾角為36°。

在400~500℃退火過程中，部分晶粒吞并了附近取向差較小的晶粒，如圖9(a)所示，從而導(dǎo)致相鄰的晶粒取向差增加，因此小于5°的小角度晶界所占比重降低，5°~15°的小角度晶界所占比重增加；另外，研究表明，冷軋態(tài){0001}面極密度極大值點(diǎn)偏離RD方向35°~40°，因此{(lán)0001}面與RD方向呈現(xiàn)35°~40°的晶粒數(shù)量最多，如圖9(b)所示，該方向的晶粒取向差較小，退火過程中更容易吞并附近取向的晶粒，故{0001}面極密度較強(qiáng)的區(qū)域與RD方向夾角逐漸向35°~40°之間收攏，夾角跨度逐漸減少，平均夾角由冷軋態(tài)26°增大至36°，其徑向織構(gòu)減弱，管材的CSR相較于冷軋態(tài)降低了0.2~0.3。

當(dāng)退火溫度達(dá)600℃時(shí)，管材發(fā)生再結(jié)晶，出現(xiàn)大量的隨機(jī)取向的晶粒，在RD兩側(cè)0~90°的范圍內(nèi)出現(xiàn)了多個(gè)極密度較強(qiáng)的點(diǎn)，如圖8(d)和圖9(c)所示，其徑向織構(gòu)進(jìn)一步減弱，因此管材的CSR進(jìn)一步降低。

3、結(jié)論

TA18鈦合金管材在400~500℃退火時(shí)，管材主要發(fā)生回復(fù)，550℃時(shí)開始發(fā)生再結(jié)晶，650℃時(shí)再結(jié)晶完成；TA18鈦合金管材在400~500℃退火時(shí)，{0001}面極密度較強(qiáng)的區(qū)域與RD方向平均夾角由26°增加至36°，其徑向織構(gòu)減弱，相較于冷軋態(tài)管材的CSR降低了0.2~0.3；當(dāng)退火溫度升高至550℃時(shí)，管材開始發(fā)生再結(jié)晶，出現(xiàn)了部分隨機(jī)取向晶粒，CSR進(jìn)一步降低；保溫時(shí)間對(duì)管材的顯微組織和力學(xué)性能影響較小。

在450~500℃退火保溫90min時(shí)，管材的力學(xué)性能較為穩(wěn)定，且能滿足AMS4945技術(shù)指標(biāo)的要求，因此推薦在該溫度范圍內(nèi)對(duì)管材進(jìn)行真空熱處理，冷卻方式為爐冷。

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（注，原文標(biāo)題：熱處理工藝對(duì)TA18鈦合金管材組織性能的影響_王春陽）