TNW700钛合金板材热弯曲性能

张 涛，付明杰，韩秀全，吴 为

北京航空制造工程研究所塑性成形技术航空科技重点实验室，北京 100024



TNW700钛合金板材热弯曲性能

张 涛，付明杰，韩秀全，吴 为

北京航空制造工程研究所塑性成形技术航空科技重点实验室，北京 100024

ZHANG Tao,FU Ming-jie,HAN Xiu-quan,WU Wei

采用带有不同弯曲圆角的模具对TNW700钛合金薄板进行热弯曲实验，对其在温度为700～850℃，弯曲圆角为1/4～6t，弯曲角度为90°时的最小弯曲半径、回弹半径、回弹角度的变化规律进行了研究。结果表明：沿垂直轧制方向变形的热弯曲窗口较沿轧制方向的宽，垂直轧制方向弯曲变形时，700℃和850℃的最小弯曲半径分别为1.5t和1/4t，而沿轧制方向弯曲变形时，700℃和850℃的最小弯曲半径分别为3t和1t。回弹半径和回弹角度均随温度的升高和弯曲半径的增大而减小，回弹方向主要取决于模具的叠放次序。

TNW700钛合金；热弯曲变形；回弹半径；回弹角度

随着航空航天技术的飞速发展以及材料科学的不断进步，高温钛合金以其高比强、耐腐蚀、高温性能好等优点得到了越来越广泛的关注。近年来，国内外先后研制出了IMI834(英国)、Ti1100(美国)、BT36(俄罗斯)以及Ti60(中国)等能够在600℃长时间使用的高温钛合金。同时， 600℃以上使用的钛合金也是国内外学者竞相研究的方向之一。因此，对于此类材料及相应成形、加工工艺的研究具有积极意义。TNW700是中科院金属研究所与宝鸡钛业有限公司联合研制的一种Ti-Al-Zr-Sn-Nb-W系多元强化型钛合金，该合金在Al-Zr-Sn的基础上加入了一定的Nb及W，通过这两种同晶型高熔点β稳定元素与中性元素Zr，Sn的共同作用，提高合金的热稳定性及热强性。尤其是高熔点元素W的添加，使其的高温蠕变强度及屈服强度显著提高[1]。据称，其短时使用温度可达700℃。但是，较高的蠕变强度及屈服强度带来了一系列塑性加工方面的问题。常温屈强比高、成形范围窄、回弹大是此类钛合金的显著特点[2-4]。目前，国内外对于常规牌号钛合金薄板的塑性加工方法主要基于加热后成形[5-9]。并且已经开发出了较成熟的成形工艺。但对于一些近年来新研制出的钛合金，其塑性成形工艺的基础研究还有待开展。本工作通过对TNW700薄板进行热弯曲实验，研究其不同的成形温度及不同的弯曲半径下的极限弯曲半径及回弹半径、回弹角度的变化规律、回弹角度的方向及板材的各向异性特点。

1 实验材料与方法

1.1 实验材料

实验用0.8mm 厚退火态TNW700钛合金板材由宝鸡钛业有限公司生产， 采用三次真空自耗电弧炉熔炼。TNW700钛合金实际化学成分见表1。三个方向的微观组织(L为轧制方向，T为垂直轧制方向，ST为轧制面)如图1所示。L向的α晶粒沿轧制方向有一定的伸长，而T向和ST向均由等轴α晶组成，其平均晶粒尺寸为12μm。

图1 TNW700钛合金板材原始显微组织 (a)轧制方向;(b)垂直轧制方向;(c)轧制面Fig.1 As-received TNW700 sheet microstructure (a)rolling direction;(b)transverse direction;(c)rolling surface

AlSnZrWNbSiFeCNHOTi5．863．405．561．601．150．190．0360．100．040．0060．091Bal

1.2 实验方法

TNW700板材热弯曲实验采用凸凹模热压成形方法完成，模具材料为耐热铸钢ZG35Cr24Ni7SiN。模具凸模的弯曲半径分别为(t为板料厚度)：1/4t，1/2t，1t，1.5t，2t，2.5t，3t，4t，5t，6t，弯曲角度均为90°。采用高压水切割的方法分别沿轧制方向和垂直轧制方向切取加工热弯曲试样，尺寸为120mm×25mm，热弯曲成形温度分别为700,750,800,850℃，模具到温后装入试样保温10min后开始成形，模具下压速率为1mm/s，当凸凹模偶合后加压10t，保压3min后取出试件，空冷至室温。实验设备为FSP150t超塑成形机，上下平台采用电热棒电阻加热的方式，平台使用K型热电偶测温，精度范围：±1.5℃。采用FPI-XDш型荧光渗透检测生产线对弯曲试样表面裂纹进行检测分析。

2 实验结果与分析

2.1 最小弯曲半径及回弹半径

如图2所示为不同取样方向热弯曲实验范围内的热加工窗口。可见，沿轧制方向弯曲(图2(a))的热加工窗口小于垂直于轧制方向的热弯曲(图2(b))的热加工窗口。在700℃变形时，I类试样(沿轧制方向弯曲的试样，下同)与II类试样(沿垂直于轧制方向弯曲的试样，下同)的最小弯曲半径分别为2.0mm和0.8mm，在750℃变形时，I类试样与II类试样的最小弯曲半径分别为1.2mm和0.8mm，在800℃变形时，I类试样与II类试样的最小弯曲半径分别为1.2mm和0.4mm，在850℃变形时，I类试样的最小弯曲半径为0.4mm，而II类试样的最小弯曲半径为0.2mm时仍尚未破裂。I类试样与II类试样的弯曲半径变化趋势相同，均随着凸模圆角半径的增加和弯曲温度的升高，其成形范围加宽。图3所示为不同取样方向弯曲后试样外圆角回弹半径变化曲线，回弹半径δ=Ra-Rt；其中Ra为实际外圆角半径，Rt为理论外圆角半径，回弹半径δ值越大，表明材料变形后回弹越大，与理论值偏差越大。由图可见，随着弯曲温度的升高及弯曲半径的增大，δ值和对应的回弹半径逐渐减小。对于I类试样，700℃时最小δ=0.11mm，750℃时最小δ=0.1mm， 800℃时最小δ=0.05mm，850℃时最小δ=0，对应的弯曲半径均为4.8mm。对于II类试样，700℃时最小δ=0.2mm，750℃时最小δ=0.13mm，800℃时最小δ=0.06mm，850℃时最小δ=0.05，对应的弯曲半径均为4.8mm。从图3(a)，(b)上可以看出，随着温度的升高或弯曲半径的增大，I、II类试样的δ均呈下降的趋势。但两者回弹半径的变化规律存在明显不同，对于I类试样，当弯曲半径小于2.4mm(3t)时，δ变化斜率较大，即δ随弯曲半径的增加而减小的幅度较大。当弯曲半径大于2.4mm(3t)时，δ变化斜率较小，即δ随弯曲半径的增加而减小的幅度较小。表明回弹半径在弯曲半径为3t处发生转折，弯曲半径小于3t时，δ值较大且随弯曲半径的增大而减小显著。弯曲半径大于3t时，δ值较小且随弯曲半径的增大而减小渐缓。对于II类试样，则是在弯曲半径为2.0mm(2.5t)处发生与I类试样相似的现象，两者的规律基本相似。由此可见，TNW700的各向异性较大，垂直轧制方向的弯曲性能明显优于平行轧制方向的弯曲性能。

图2 TNW700钛合金热弯曲加工窗口 (a)轧制方向;(b)垂直轧制方向Fig.2 TNW700 titanium hot bending process window (a)rolling direction;(b)transverse direction

图3 不同变形方向的试样回弹半径的变化曲线 (a)轧制方向;(b)垂直轧制方向Fig.3 Springback diameter of specimen with different deformation directions (a)rolling direction;(b)transverse direction

2.2 回弹方向及回弹角度

图4为I类试样及II类试样的角度变化曲线。可见，随着温度的升高或弯曲半径的增大，I类试样及II类试样的弯曲角度均增大，I类试样在大弯曲半径时的弯曲角度增幅大于II类试样的，但是两者的弯曲角度均小于或接近90°，这与常温弯曲时的变化规律相反[10-12]。图5为常温、高温状态下加载及卸载时圆角应力状态示意图。常温弯曲时，在单位载荷P的作用下板料发生弯曲，其材料截面应力状态见图5(a)所示，中性层内侧材料应力指向压力中心线，外侧材料应力背离压力中心线，此时材料发生弹塑性变形。卸载后，弹性变形的驱动力的方向与加载前相反，见图5(b)。

图4 不同方向弯曲后的试样角度变化曲线 (a)轧制方向；(b)垂直轧制方向Fig.4 Corner of specimen with different deformation directions (a)rolling direction;(b)transverse direction

图5 常温、高温板材弯曲加载及卸载时圆角应力状态示意图 (a)常温加载;(b)常温卸载;(c)高温卸载Fig.5 Illustrated diagram of stress condition on fillet when loading on and off at room temperature and elevated temperature sheet bending (a)load-on at RT;(b)load-off at RT;(c)load-off at elevated temperature

这是常温弯曲后试件的实际角度大于理论角度的原因。高温成形时板料受力与常温相同，不同的是在高温作用下，与逐渐被消除，即所谓的应力松弛[13，14]。理论上热弯曲后的试件角度应该趋近90°，但本实验取件时，凸模先抬起，试件弯曲的内表面与空气接触迅速冷却，而外表面继续在凹模上加热，因此，试件的内外表面形成较大的温度梯度，材料截面受力见图5(c)，与加载时相似，在力矩M的作用下板材向内弯曲，因此最终角度小于90°。这主要由于实验过程中模具叠放次序引起的，如果是凹模先抬起，试件弯曲的外侧先与空气接触，那么将和本实验得到的结果相反，原因同上。但无论试件弯曲角度的回弹方向如何，其回弹的规律都一致，即弯曲半径越小，卸载时由于温度梯度形成的反向力矩M越大。成形后试件角度较理论值偏差越大。弯曲半径越大，成形后试件的角度较理论偏差越小。

3 结论

(1)建立了TNW700钛合金板材的热弯曲加工窗口，沿垂直轧制方向的变形窗口大于沿轧制方向的变形窗口。垂直轧制方向弯曲时，700，750℃的最小弯曲半径为1.5t，800℃，850℃的最小弯曲半径分别为1t，1/4t以下。沿轧制方向弯曲时，700℃的最小弯曲半径为3t，750，800℃的最小弯曲半径为2t，850℃的最小弯曲半径为1t。

(2)回弹半径以及回弹角度的变化趋势与弯曲方向无关，与弯曲半径(凸模圆角)相关，回弹半径、回弹角度均随弯曲半径的增大而减小。弯曲角度的回弹方向与模具的叠放方式有关。

(3)沿垂直轧制方向和平行轧制方向弯曲变形，弯曲半径分别小于2.5t和3t时，回弹半径较大；弯曲半径分别大于2.5t和3t时，回弹半径随着弯曲半径的增大逐渐减小到趋近理论值。

[1] 蔡建明，郝孟一，李学明，等. BT36高温钛合金的成分特点及组织研究[J]. 材料工程，2000,(2):10-12.

CAI Jian-ming,HAO Meng-yi,LI Xue-ming,et al. Study on composition character and microstructure of BT36 high temperature Ti alloy[J]. Journal of Materials Engineering, 2000,(2):10-12.

[2] 陈伟，陈明和，王辉. BTi62421S高温钛合金盒形件超塑性成型工艺[J]. 机械工程材料，2008, 32(6):40-43.

CHEN Wei,CHEN Ming-he,WANG Hui. Superplastic forming technology of box-shaped piece of high-temperature titanium alloy BTi6431S[J]. Materials for Mechanical Engineering, 2008, 32(6):40-43.

[3] 史科，郭晓琳，王猛团. BTi62421S高温钛合金的热成形及超塑成形性能[J]. 中国有色金属学报，2010, 20(增刊1): 770-774.

SHI Ke,GUO Xiao-lin,WANG Meng-tuan. Hot forming and superplastic forming performance of high-temperature BTi-62421S titanium alloy[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2010, 20(Suppl1): 770-774.

[4] 孙二举，边丽虹，刘东，等. 热加工条件下Ti60高温钛合金的本构关系[J]. 航空材料学报，2012, 32(2):40-45.

SUN Er-ju, BIAN Li-hong,LIU Dong,et al. Constitutive equations for hot deformation of Ti60 high temperature titanium alloy[J]. Journal of Aeronautical Materials，2012, 32(2):40-45.

[5] PRASAD Y V R K,SESHACHARYULU T. Titanium alloy processing[J].Advanced Materials & Processes, 2000, (6):85-89.

[6] SEMIATIN S L, DELO D P. Equal channel angular extrusion of difficult-to-work alloys[J]. Materials & Design, 2000, 21(4):311-322.

[7] 尚建勤. 钛合金TC1整流内罩热成形工艺研究[J]. 锻压技术，2000, (2): 17-18.

SHANG Jian-qin. Research on hot forming of the dome part of TC1 titanium alloy[J]. Forging & Stamping Technology, 2000, (2): 17-18.

[8] 杨伟俊，李东生，李小强，等.复杂形状钛合金热成形零件工艺仿真及参数优化研究[J].塑性工程学报，2009, 16(1): 42-46.

YANG Wei-jun,LI Dong-sheng,LI Xiao-qiang, et al.Hot forming process optimization of a complex titanium alloy part with numerial simulation method[J].Journal of Plasticity Engineering, 2009, 16(1): 42-46.

[9] 冯岩，孟祥军，李其明. Ti75合金的热成形工艺研究[J]. 稀有金属，2004, 28(1):70-74.

FENG Yan ,MENG Xiang-jun,LI Qi-ming. Research on hot deformation technology of Ti75 alloy[J]. Chinese Journal of Rare Metals, 2004, 28(1):70-74.

[10] 张冬娟，催振山，李玉强，等. 宽板大曲率半径纯弯曲回弹量理论分析[J]. 工程力学，2006, 23(10): 77-81.

ZHANG Dong-juan,CUI Zhen-shan,LI Yu-qiang, et al. The springback of wide metal sheet after large radius pure bending[J]. Engineering Mechanics, 2006, 23(10): 77-81.

[11] 刁法玺，张凯峰. 板料V形弯曲回弹的动力显示有限元分析[J]. 材料科学与工艺，2002, 10(2):170-174.

DIAO Fa-xi,ZHANG Kai-feng. Dynamic explicit finite element analysis of springback of sheet V-bending[J]. Material Science and Technology, 2002, 10(2):170-174.

[12] 秦治国，江乐新，韩鹏彪. 塑性弯曲回弹理论的探讨[J]. 锻压技术，1995, (1): 28-32.

QIN Zhi-guo,JIANG Le-qun,HAN Peng-biao. A study on the spring back theory of plastic bending[J]. Forging & Stamping Technology, 1995, (1): 28-32.

[13] 金尧，魏楠. 金属高温应力松弛行为研究[J]. 机械强度，1997, 19(3): 57-60.

JIN Yao,WEI Nan. Research on stress relaxation of metals at elevated temperature[J]. Journal of Mechanical Strength，1997, 19(3): 57-60.

[14] 刘勇，尹钟大，朱景川. 温度、应力及晶粒度对TC4合金应力松弛性能的影响[J]. 稀有金属材料与工程，2003, 32(8): 643-645.

LIU Yong,YIN Zhong-da,ZHU Jing-chuan. Effects of temperature,stress and grain size on stress relaxation in the alloy TC4[J]. Rare Metal Materials and Engineering, 2003, 32(8): 643-645.

Hot Bending Properties of TNW700 Titanium Alloy

(Aeronautical Key Laboratory of Plastic Forming Technology,Beijing Aeronautical Manufacturing Technology Research Institute,Beijing 100024,China)

Dies with different bending fillet were employed to test the bending properties of TNW700 titanium alloy. The hot bending test of TNW700 titanium alloy sheet under conditions of 700-850℃ and 1/4-6twere studied. The results show that the hot bending process window of specimen along the transverse direction is wider than along the rolling direction. The minimum bending radius are 1.5tand 1/4tunder deformation temperature of 700℃ and 850℃ respectively along the transverse deformation direction, and the minimum bending radius are 3tand 1tunder deformation temperature of 700℃ and 850℃ respectively along the rolling deformation direction. Springback radius and springback angle decrease with the increase of temperature and bending radius. Springback direction depends on the placement sequence of the male die and female die.

TNW700 titanium alloy;hot bending deformation;springback radius;springback angle

10.11868/j.issn.1001-4381.2015.07.012

TG146

A

1001-4381(2015)07-0068-05

2014-08-12；

2015-05-29

张涛(1979-)，男，工程师，研究方向为金属成形技术，联系地址：北京市340信箱106研究室，E-mail：zt0202@163.com