Ti2AlNb合金超塑性能及四層立筋結構超塑成形/擴散連接工藝

李保永，蔣少松

Ti2AlNb合金超塑性能及四層立筋結構超塑成形/擴散連接工藝

李保永1, 2，蔣少松1

(1. 哈爾濱工業大學 金屬精密熱加工國家級重點實驗室，哈爾濱 150001；2. 北京航星機器制造有限公司，北京 100013)

對Ti-22Al-27Nb合金四層結構件SPF/DB組合工藝進行試驗研究，對Ti-22Al-27Nb合金的超塑性能及擴散連接性能進行探究。拉伸實驗表明，當變形溫度為960 ℃、應變速率為1×10?4s?1時，材料伸長率達到最大，為230%。對溫度、保溫時間和擴散壓力對Ti-22Al-27Nb合金接頭質量的影響進行研究，結果表明Ti-22Al-27Nb合金擴散連接的最佳工藝參數為(960 ℃，10 MPa，2 h)。根據高溫拉伸試驗結果，利用有限元模擬軟件對中空四層結構件超塑成形過程進行模擬。通過SPF/DB組合工藝成形得到外觀質量良好的Ti-22Al-27Nb合金中空四層結構件，成形構件壁厚分布均勻。

Ti-22Al-27Nb；擴散連接；超塑成形；四層結構

隨著航空航天領域對輕質結構材料需求的增加，Ti2AlNb基合金憑借著優異的高溫強度，較低的密度、良好的抗氧化性而日異受到航空航天制造業的青睞。Ti2AlNb基合金是指Nb的摩爾分數在25%左右的Ti-Al-Nb系合金，與Nb含量較低的Ti3Al-Nb合金相比具有更好的力學性能[1]。Ti2AlNb基合金的成分通常在Ti-(18%~30%)Al-(12.5%~30%)Nb(摩爾分數)，并含有少量的其他合金元素，如V，Ta等。根據Nb含量的不同，可將Ti2AlNb基合金分為第一代相合金和第二代相合金。一般認為第一代相合金為Nb含量低于25%(摩爾分數) Ti2AlNb基合金，在三相區熱處理獲得的組織為2+2+三相，第一代相合金的代表產品有Ti-25Al-17Nb、Ti-21Al-22Nb和Ti-22Al-23Nb；第二代相合金為Nb含量不低于25%的合金，在兩相區熱處理獲得的組織為2+兩相，代表產品Ti-22Al-25Nb、Ti-22Al-27Nb。研究表明，第二代相合金的性能要明顯的優于第一代相合金，第二代相合金是該類合金研究的重點[2]。

對于一些形狀復雜的結構件，Ti2AlNb基合金的成形需要在900 ℃以上的高溫條件下進行。合適成形工藝的選擇對于促進Ti2AlNb基合金的推廣應用具有重要意義。對于常溫難變形材料(如Ti合金)復雜結構件，通常采用超塑性成形工藝成形[3]。這是由于在超塑成形條件下材料具有良好的塑性和低流動應力，且制造的構件無回彈等缺陷[4]。因而，超塑性成形工藝是適合于Ti2AlNb基合金的理想成形工藝。超塑性成形工藝充分利用了材料的超塑性，研究Ti2AlNb基合金超塑成形工藝的前提即為研究Ti2AlNb基合金的超塑性能。目前，國內外很多學者對Ti2AlNb基合金的超塑性能進行了研究[5-13]。研究表明：Ti2AlNb基合金具有超塑性的溫度范圍和應變速率范圍分別為900~980 ℃和1×10?5~1×10?3s?1，而由于研究者使用的Ti2AlNb基合金成分和熱力學處理方法的不同，使得制備的Ti2AlNb基合金的最大伸長率從剛剛達到超塑性條件的217%到具有良好超塑性的1570%不 等[11-12]。由此可知不同成分和熱力學處理的Ti2AlNb基合金的超塑性能在伸長率上差別很大，在應用Ti2AlNb基合金的超塑性時，要首先確定所使用的Ti2AlNb基合金的超塑性能。

為了促進Ti2AlNb基合金及其成形結構件的推廣應用，除了需要具有良好的成形性能之外，還需要具有良好的焊接性能。良好的焊接性能不僅指材料本身的可焊性良好，也包括Ti2AlNb基合金能與其他目前常用的輕質高溫結構材料Ti合金、TiAl基合金以及Ni基高溫合金等形成良好的連接，這樣才能使得Ti2AlNb基合金成為有應用價值的輕質高強結構材料。目前，已有很多學者對Ti2AlNb基合金自身以及與其他材料的焊接性能進行了研究，這些焊接方法包括電子束焊，固態擴散焊等多種焊接方法。對于Ti2AlNb基合金自身擴散連接技術，目前主要是國內的學者進行了研究。鄒貴生等[14]在Gleeble 1500D模擬試驗機上研究了Ti-22Al-25Nb合金無中間層的直接擴散連接，研究表明當連接溫度≥970 ℃、連接壓力≥7MPa、連接時間≥0.5 h時，獲得的接頭強度較高(最大接頭強度達到母材強度的91%)且界面結合良好。當連接溫度高于1000 ℃時，雖然接頭的強度提高了，但使得2相粗化，相減少。李貝貝等[15-16]在真空熱壓的條件下研究了Ti2AlNb基合金的固態擴散連接，發現較好的擴散連接工藝參數為=950 ℃，=10~15 MPa，=120 min，此時界面處結合良好。

Ti-22Al-27Nb合金的三層板和四層板結構件廣泛應用在航空航天領域，它們的傳統制造方法是通過鉚接或膠接來成形，因而其整體性和連接強度均未達到最佳程度[17]。超塑成形技術與擴散連接技術即SPF/DB組合技術，把超塑成形和擴散連接的優點集中于一身，可以生產復雜的多層結構件，采用SPF/DB技術制造的多層結構件在減輕結構質量，降低生產成本方面具有極大的優越性[18?19]。

本文主要針對典型的多層結構熱防護結構和彈翼對于耐高溫和輕質化的雙重要求，以研發Ti2AlNb基合金超塑成形/連接組合技術為基礎，掌握其熱塑性成形/連接組合工藝條件下變形及組織演變規律，實現鈦鋁系合金多層結構微觀組織、力學性能和三維型面精確控制，推動該類材料在耐熱結構件中的應用。

1 實驗

使用的Ti2AlNb基合金是由鋼研院提供的厚度為1 mm的熱軋板材，名義成分為Ti-22Al-27Nb(摩爾分數，%)，表1所列為Ti-22Al-27Nb合金的具體化學成分。

表1 Ti2AlNb基合金的化學成分

Ti2AlNb基合金高溫拉伸試驗在Instron 5569R電子萬能拉伸試驗機上進行，通過拉伸試驗機調節橫梁的移動速度控制拉伸應變速率。對于Ti2AlNb基合金高溫拉伸，拉伸試樣標距長為18 mm，標距寬6 mm；試驗溫度為920 ℃、940 ℃、960 ℃，初始應變速率依次為1×10?3s?1、5×10?4s?1和1×10?4s?1，拉伸方向為板材的軋制方向。

Ti2AlNb合金的擴散連接工藝在真空熱壓燒結爐內進行，如圖1所示，連接過程中真空度為5×10?3Pa，用于擴散連接的試樣尺寸分別為8 mm×40 mm×3 mm和5 mm×40 mm×3 mm。這些試樣的表面經過240#~1200#SiC砂紙依次打磨，然后在丙酮中超聲清洗5 min，加熱過程升溫速率為15 ℃/min，擴散連接工藝的示意圖如圖2所示。針對Ti-22Al-27Nb合金的擴散連接，擴散連接溫度為940 ℃和960 ℃，擴散連接壓力選擇10 MPa和15 MPa，連接時間為1 h和2 h。

圖1 ZRY55型真空熱壓燒結爐

圖2 擴散連接示意圖

擴散連接試樣及基體材料的剪切強度測試同樣在Instron 5569R型萬能拉伸試驗機上進行，試驗條件為室溫，壓頭下降的速度為0.5 mm/min。為了保證測量接頭剪切強度的準確性，每個參數下的擴散連接接頭至少測試3個，用平均值來作為連接接頭的最終強度。

Ti-22Al-27Nb合金板材四層結構的超塑成形/擴散連接工藝試驗在2000 kN超塑成形試驗機上進行，壓力機提供成形的壓邊力和擴散連接的壓力。實驗中通過FEI Quanta 200F型掃描電鏡對材料的擴散連接界面進行表征。

2 結果與討論

2.1 Ti2AlNb合金的超塑性能

圖3所示為Ti-22Al-27Nb合金不同溫度不同應變速率下的拉伸曲線。從圖3可以看出，Ti-22Al-27Nb合金板材在960 ℃，應變速率為1×10?4s?1條件下的最大伸長率為230%。隨著溫度的升高，合金的流動應力降低。變形開始階段，材料的流動應力急劇上升，此時材料內部位錯的塞積，纏結、割階所引起的加工硬化起主導作用，材料內部發生的動態回復和部分動態再結晶的軟化作用遠低于硬化作用。隨拉伸過程的進行，動態回復和動態再結晶的軟化作用增強，對應于拉伸曲線斜率逐漸降低。從圖3可以看出，隨著應變速率的降低，合金的流動應力降低。

這可以用Backofen方程來解釋：

圖4所示為伸長率與溫度及應變速率關系，920 ℃時候伸長率小，材料在該溫度下顯示出超塑性。隨著溫度的升高，材料的伸長率也呈增加趨勢，主要是因為溫度升高可以降低臨界切變應力并提高原子的自由能，促進晶界的滑移。在940 ℃、960 ℃時，伸長率隨著應變速率降低而增加，在960 ℃低應變速率下拉伸，其最高應變量可達到230%。

2.2 擴散連接接頭的剪切強度和微觀形貌

擴散連接時的連結溫度、連接壓力、連接時間、表面粗糙度以及真空度均對擴散連接最終質量有影響。在本次擴散連接試驗中，所有擴散連接試樣表面均經過相同的機械處理且擴散連接工藝在具有相同真空度的熱壓燒結爐內進行，因此表面粗糙度以及和真空度對擴散連接的影響可以忽略。因此，對于本實驗連接溫度、連接壓力、連接時間是主要影響剪切強度和連接界面微觀組織的主要因素。從前面已知，Ti-22Al-27Nb在940~960 ℃，應變速率1×10?4s?1下表現出良好的塑性。通常情況下，在超塑成形/擴散連接工藝中擴散連接溫度與超塑成形溫度相同。因此，本文重點研究該合金在940 ℃和960 ℃下的擴散連接性能。

圖3 Ti-22Al-27Nb合金真應力?真應變曲線

圖4 Ti-22Al-27Nb合金的伸長率與溫度和應變速率的關系

在室溫條件下測試了連接接頭的抗剪切強度，剪切強度與連接參數之間的關系如圖5所示。連接溫度、連接壓力和連接時間影響接頭的抗剪切強度。當連接壓力和連接時間相同時，在960 ℃條件下得到的接頭的剪切強度要大于940 ℃時得到的接頭剪切強度。另外，高的連接壓力和長的擴散連接時間均將引起相應接頭剪切強度的增加。每種實驗參數相對應的微觀組織和連接界面如圖6所示，連接質量可通過剪切強度測量評價。

圖5 不同連接參數下獲得接頭的剪切強度

溫度影響接觸界面的局部塑性變形和擴散行為，在低溫條件下微區塑性變形不充分，會影響擴散連接的質量。對比圖6(a)和6(e)中，明顯可以看到連接界面在圖6(e)的連接區域更大且強度更高，高溫促進擴散連接工藝。

增加擴散連接壓力可以提高局部塑性變形減少界面處的微觀孔洞。當連接壓力從10 MPa增加到15 MPa時，基體之間的連接面積增大，960 ℃下剪切強度從88.6 MPa增加184 MPa。高的連接壓力可以得到高強度的接頭，但連接壓力過大會造成基體嚴重的變形影響最終構件的精度。因此，連接壓力的選擇要合適。

延長連接時間可以有效地提高元素的擴散和增加連接面積以及抗剪切強度。對比圖6，可以發現后者在界面處的微觀孔洞基本消失，連接時間2 h對于獲得良好的接頭是很有必要的。在(960 ℃，10 MPa，2 h)和(960 ℃，15 MPa，2 h)條件下得到的接頭剪切強度超過300 MPa?；跀U散連接實驗，擴散工藝參數選擇為(960 ℃，10 MPa，2 h)。

2.3 四層結構的有限元模擬

本試驗以四層結構件為有限元分析目標，板料的尺寸為175 mm×350 mm×1 mm，有限元模型包括成形模具模型以及板料模型，模具模型和板料模型經過簡化后可直接在MSC.MARC中建立。對于本試驗的研究的兩種四層結構以及成形所需的模具，結構均具有對稱性，在保證不影響計算結果的前提下對有限元模型進行一定的簡化，以保證有限元分析結果可更直觀的呈現和計算速度的加快。因而，采用1/4模型進行有限元分析，即為兩層板料及同側模具的一半作為有限元分析的模型。

圖7所示為面板成形的最終厚度分布圖，由圖7可以看出，對于面板成形，最薄部位的厚度在0.79 mm左右，材料的性能能夠滿足這種厚度變化。

根據模型尺寸及要求，進行了網格尺寸寬度為50 mm，擴散連接寬度為4 mm的有限元分析，得到最終的厚度分布結果如圖8所示，由于成形的網格寬度較小，且高度最大的部位為最后成形部位，在直立筋部位減薄嚴重，最薄厚度不足0.1 mm。增加網格的寬度，圖9所示為網格寬度80 mm時的成形厚度分布結果，圖9中為成形過程中板材部分貼模時的厚度分布，最小厚度也在0.12 mm，而此時直立部位的成形并未完全完成，對于目前Ti2AlNb合金該減薄量過大，將產生破裂。

根據分析結果，可以確定對于目前的材料性能，進行這種結構的成形由于受到成形高度的限制，結構件的成形極易出現破裂，造成結構件的失效。針對該種情況，對結構件的成形方法進行改進，利用內部放置直立筋以代替芯板變形的方法來實現該種結構件的成形，采用放置直立筋的成形方法，直立筋部位的主要變形為彎曲變形，面板成形和擴散連接是關鍵，已經對面板成形進行分析，減薄量小，易于成形，放置直立筋的成形示意圖如下圖10所示。

圖6連接參數對連接界面微觀組織的影響

圖7 面板成形厚度分布圖

圖8芯板成形厚度分布(網格50 mm)

圖9 芯板成形厚度分布(網格80 mm)

圖10 直立筋結構成形示意圖

在原始模具模型的基礎上，在模具的中間部位放置4條直立筋，其中一條直立筋要與兩個不同的平面擴散連接，變形不同于其他3條直立筋，直立筋的布置及最終成形結果如圖11所示。由圖11可以看出，面板的厚度仍舊在0.7 mm以上，而直立筋的厚度基本不發生變化，直立筋的主要變形為彎曲變形。3條直立筋在垂直方向上拉直效果較明顯，而與兩個平面相連接的直立筋由于形狀尺寸和另外3條相同。

2.4 中空四層結構SPF/DB成形

立筋四層結構芯板形狀如圖12所示。

對預擴散區域首先進行機械打磨，首先采用粗砂紙對芯板和面板表面進行打磨，后采用細砂紙800#或1000#的砂紙進行打磨?；瘜W處理采用酸洗，酸洗液成分體積配比：(HF):(HNO3):(H2O)=1:3:7。酸洗時間10 min左右，在酸洗過程中使用毛刷不斷刷去酸洗表面反應生成的殘留物，酸洗完后采用酒精清洗板材的表面，在干燥通風處將酸洗后的芯板和面板晾干。

圖11 直立筋的超塑成形模擬結果

圖12 立筋結構芯板實物圖

對于接觸面板與芯板以及芯板與芯板之間非擴散部位涂抹止焊劑。對于四層結構將阻焊劑主要涂抹在兩層芯板的上、下表面，面板內表面可不涂抹止焊劑。

對于四層結構的面板和芯板，芯板的尺寸同面板相比小很多，除了等腰梯形面板的上底邊處為四層板料，其他三個邊上均只有兩層面板而無多余的芯板結構，因而需要在邊緣部位放置兩層與芯板厚度相同的Ti2AlNb合金板料，沿其他三個邊的邊緣放置，保證封邊焊區域均為4層結構。

封邊焊接之后，在加熱之前即開始抽真空，真空度至2×10?2MPa，持續抽真空到擴散連接實驗結束。擴散連接前在板材上下放置兩塊略小的面板的高溫合金板(2 mm左右)，置于封邊焊焊縫輪廓的內部，不與焊縫接觸。保證擴散過程中壓力分布的均勻和壓邊區域的擴散連接，另外止焊劑有一定厚度，在多層結構需擴散部位面板上、下各放置一層或兩層Ti箔，抵消止焊劑帶來的厚度差。

擴散連接過程中持續抽真空，由于芯板的尺寸小于面板尺寸，在無芯板的區域面板受到外部壓力的作用有一定程度的向內變形，該部分兩層面板會有一定的接觸連接，但由于Ti2AlNb合金擴散連接所需的壓力較大，接觸連接部分在隨后的脹形過程中一定氣壓條件下會分開。

加熱到溫度后，保溫1 h，以保證模具和板料的溫度達到設定溫度。保溫過程中即可施加一定的壓力，模具熱脹使得壓力在保溫過程中逐漸增大，擴散連接參數為(960 ℃，10 MPa，2 h)，壓力機指示在50 t左右，而鈦箔總面積約為12000 mm2，計算平均壓力在40 MPa左右?？蓪崿FTi2AlNb基合金四層結構面板與芯板以及芯板間的良好擴散連接。

待溫度下降后取件更換模具，成形模具尺寸略小于板料，梯形板料上下底邊的焊縫均在模具外側，露出2 mm左右，之后裝爐加熱。

成形溫度選擇970 ℃，待溫度升高至指定溫度后，通入氬氣進行面板的超塑成形，氣體壓力緩慢增加，大約5 min氣體壓力增加0.1 MPa，待氣壓增值1 MPa之后，可加快增壓速度，20~30 min內增加至2~2.5 MPa，保壓1 h左右。圖13所示為成形后的Ti2AlNb合金多層結構。成形輪廓貼模良好，表面質量較好。

圖13 成形后的Ti2AlNb合金多層結構

成形后零件壁厚分布曲線如圖14所示。零件壁厚的主要減薄區域為直立筋彎曲部位之間的區域，但此處壁厚分布仍在0.7 mm以上。從圖14中可以看到，零件的最大減薄率為25%左右，同模擬結果較為吻合。

圖14 四層結構壁厚分布曲線

圖15所示為成形后的Ti2AlNb合金多層結構剖開照片，可見直立筋成形到位，無破裂，成形效果較好。

圖15 剖開后的多層結構內部特征

3 結論

1) 當變形溫度為960 ℃，應變速率為1×10?4s?1時，材料伸長率可以達到最大值，為230%，表現出超塑性。

2) Ti-22Al-27Nb擴散連接接頭的焊合率隨著溫度、保溫時間、保溫壓力的增加而增加，在(960 ℃，10 MPa，2 h) 和(960 ℃，15 MPa，2 h)條件下得到的接頭剪切強度超過300 MPa。

3) 在960 ℃，利用SPF/DB組合工藝可以成形出外觀質量良好的Ti-22Al-27Nb合金中空四層結構件，構件蒙皮壁厚分布均勻，且直立筋厚度基本不發生變化。

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Superplastic forming/diffusion bonding of Ti-22Al-27Nb alloy hollow four-layer structure

LI Bao-yong1, 2, JIANG Shao-song1

(1. Harbin Institute of Technology, National Key Laboratory for Precision Hot Processing of Metals, Harbin 150001, China; 2. Beijing Hangxing Machine Manufacturing, Beijing 100013, China)

The hollow four-layer structure of Ti-22Al-27Nb alloy was fabricated by SPF/DB process. The characteristics and mechanism of Ti-22Al-27Nb alloy with respect to superplasticity and diffusion bonding were investigated. Tensile tests show that the optimal elongation of tensile specimens is 230% at the temperature of 960 ℃ and the strain rate of 1×10?4s?1. Effect of the bonding pressure, bonding temperature and bonding time to determine the microstructure and mechanical properties of diffusion bonding joints was investigated, and the optimum bonding parameters are (960 ℃, 10 MPa, 2 h). Through the finite element simulation, it could be found that the SPF/DB process of hollow four-layer structure is feasible. The hollow four-layer structure of Ti-22Al-27Nb alloy is manufactured, showing that the thickness distribution of the bonding area is uniform.

Ti-22Al-27Nb; diffusion bonding; superplastic forming; four-layer structure

Projects(51775135, 51675125) supported by the National Natural Science Foundation of China

2018-12-07;

2019-06-24

JIANG Shao-song; Tel: +86-13936690628; E-mail: jiangss600_2005@163.com

1004-0609(2020)-01-0103-09

TG301

A

10.11817/j.ysxb.1004.0609.2020-37479

國家自然科學基金資助項目(51775135; 51675125)

2018-12-07；

2019-06-24

蔣少松，副教授，博士；電話：13936690628；E-mail：jiangss600_2005@163.com

(編輯 王 超)