TA5钛合金内部空洞缺陷的分析研究

首先,在25MN快锻机上将TA5钛合金铸锭在β区开坯锻造为250 mm的方坯。然后,分别采用三种不同工艺锻造成?55 mm的棒材。在棒材上切取试样,试样经过800℃×90 min/AC热处理。通过金相显微镜观察了金相组织,扫描电镜进行了微区分析。着重分析了TA5钛合金内部空洞缺陷产生的原因及预防措施。结果表明:TA5钛合金变形温度低、变形量大是产生空洞缺陷的主要原因;弥散分布的硼化钛颗粒在TA5钛合金内部形成硬质点,当变形温度低、变形量大时,会在其周围形成微裂纹,进一步变形时也会在其周围形成空洞;TA5钛合金在锻造过程中应采用较高的加热温度和合适的变形量并严格控制终锻温度,这有利于避免在其内部产生空洞缺陷而造成材料报废。     

TA7钛合金在不同镦粗条件下缺陷形成的研究

钛合金锻造时毛坯温度与模具温度差对它的变形量及成形质量有很大影响。通过改变毛坯温度与模具预热温度差研究了轧制态TA7在不同温度差下镦粗后出现第一条宏观裂纹的规律。当毛坯与模具温差710℃、变形量达到70%时,TA7钛合金表面出现第一条可见裂纹,内部沿45°方向出现剪切裂纹;当毛坯与模具温差达到560℃、变形量达到80%时,TA7钛合金表面出现裂纹,锻件内部小变形区出现纵向裂纹;毛坯与模具温差为410℃、变形量为80%时,钛合金表面与内部均未见宏观裂纹。     

TA15钛合金管材开裂失效分析

对开裂的TA15钛合金管材进行宏观检查,观察裂纹打开断口的宏微观形貌;对金相组织进行了研究,确定了该钛合金管材的失效模式,并对其开裂原因进行了分析。结果表明:TA15钛合金管材表面裂纹的产生,是由内表面局部短时超温形成的花斑和表面存在的残余拉应力的共同作用导致的。由于花斑的形成主要与热加工工艺过程中内表面的摩擦生热有关,所以在零件设计时应考虑钛合金零件设计的通用原则。     

TA15钛合金高温持久腐蚀行为研究

为深入分析热盐应力腐蚀对TA15钛合金高温性能的影响,对大规格TA15钛合金棒材进行不同的表面腐蚀处理,测试了500℃/470 MPa条件下的持久性能,并对试样表面、断口处的组织特征进行观察,分析TA15钛合金的热盐应力腐蚀机制。结果表明：在500℃/470 MPa下,TA15钛合金对热盐应力腐蚀非常敏感,导致持久寿命显著降低;在腐蚀过程中,沿着α相界(β基体)发生复杂的化学反应,形成腐蚀氧化物并向内扩散;应力作用加速了腐蚀裂纹扩展,形成沿晶断裂特征,降低了试样的持久寿命。     

TA15钦合金管材开裂失效分析

对开裂的TA15钛合金管材进行宏观检查,观察裂纹打开断口的宏微观形貌;对金相组织进行了研究,确定了该钦合金管材的失效模式,并对其开裂原因进行了分析.结果表明:TA15钦合金管材表面裂纹的产生,是由内表面局部短时超温形成的花斑和表面存在的残余拉应力的共同作用导致的.由于花斑的形成主要与热加工工艺过程中内表面的摩擦生热有关,所以在零件设计时应考虑钛合金零件设计的通用原则.     

B50A789第1级静子叶片裂纹缺陷分析

采用B50A789材料制备的压气机叶片产生的缺陷,主要是由于原材料内部夹杂、局部偏析、组织粗大,带状偏析和折叠引起的。本研究采用金相和能谱分析方法研究了锻造压气机叶片表面裂纹的形成机理,并对其锻造裂纹的形成过程进行有限元模拟。结果表明:结合低倍及高倍形貌特征,可以得出叶片缺陷为锻造加工过程产生的折叠裂纹;通过有限元模拟分析认为锻造叶片表面裂纹是源于锻件在制坯过程中,在连接杆与安装圆盘的转接处形成啃伤台阶,导致终锻结束时在叶身形成折叠裂纹缺陷。同时通过对试验过程中锻造工艺调整,采用分料卡子对过渡区分料或进行打磨来保证转角半径圆滑过渡,可有效避免叶片表面折叠和裂纹缺陷的形成。     

TA15钛合金环形锻件组织与性能的研究

本文对+β两相区成形的TA15钛合金环形锻件组织、性能进行了分析,结果表明TA15钛合金在两相区成形可得到均匀的等轴α+β转变组织并具有良好的综合力学性能,因此β相变点以下20℃～40℃是TA15钛合金较理想的锻造温度.     

TC11钛合金离心叶轮内孔裂纹分析

钛合金整体离心叶轮内孔采用F275橡胶圈密封,在工作一段时间后发现与橡胶圈接触的内孔表面存在大量裂纹.采用断口宏微观观察、能谱成分检测、金相检验等试验方法,对裂纹性质和原因进行了研究.结果表明,离心叶轮内孔表面裂纹性质为应力腐蚀开裂,裂纹形成主要原因是F275橡胶圈在约400 ℃温度下裂解,使TC11钛合金在含氟气氛中形成应力腐蚀裂纹.模拟试验很好的验证了裂纹性质和产生原因.     

AL6R01Z铝合金外壳粗加工开裂失效分析

针对铝合金外壳粗加工过程中产生的开裂问题，采用金相显微镜、扫描电镜及能谱仪对外壳件开裂样品进行检测和分析。铝合金外壳精锻后，锻件表面显示出变形不均匀的锻造流线，锻件圆角部位的变形量最大，在精锻件样品表层存在弯曲变形的表面裂纹，推测为锻造折叠裂纹。铝合金外壳粗加工后，沿变形量最大的外壳圆角底部产生开裂，开裂件样品的表面裂纹扩展特征呈弯曲圆弧状，裂纹间隙存在纤维组织以及酸洗残留腐蚀凹坑，由此推测表面裂纹属于热加工锻造裂纹。并且，在裂纹尾部存在塑性不足造成的龙爪状挤压裂纹，表明样品表层存在温度偏低现象。能谱测试结果表明，裂纹间隙的氧含量高达23.35%,说明该表面裂纹经过高温氧化，进一步验证了表面裂纹是在锻造过程中产生的。分析得出造成铝合金外壳开裂的主要原因为：锻造过程中的锻件表层温度低、材料塑性不足，导致锻件表层与次表层变形不一致，从而在锻件变形量最大的圆角底部产生锻造折叠裂纹，而锻造过程的持续变形使得表面裂纹重新闭合，但由于粗加工过程中发生应力释放，导致表面裂纹再次张开。     

TA15钛合金相变温度与锻造温度符合性确认

针对TA15钛合金相变温度与两相区（α+β）锻造加热温度符合性问题,对TA15钛合金棒料及锻件进行了多批次对比性的工艺验证,结果表明：TA15棒料相变点测定有效区间在992～996℃,根据相变点选取原则,将两相区（α+β）锻造加热温度（955±5）℃进行固化并进行试验,锻件形状、尺寸、力学性能、高低倍组织、超声检测等全部达到了规定的技术要求。     

TA15合金高温本构方程的研究

在Gleeble-1500热模拟试验机上对TA15合金进行了恒应变速率热压缩变形实验,在变形温度为850℃~1030℃、应变速率为1.0s-1~0.0001s-1范围内,测得了应力-应变曲线。以经典的双曲正弦形式的模型为基础,采用线性回归方法建立了TA15合金的高温本构关系,同时也通过对数据回归处理确定了合金不同温度下的应力指数n、应变激活能Q等数值,为TA15合金锻造过程的数值模拟提供了基础。     

Macro-Micro Fracture Mechanism of TA3 Alloy under High- Velocity Deformation

材料在高速成形过程中其成形性能和成形精度更能够得到显著的提高。但是,材料在高速成形过程中的断裂机制尚不清楚或未知。因此,采用 TA3 钛合金材料利用 Hopkinson 压杆实验并结合显微镜、扫描电镜和应力响应分析手段研究了该材料在动态变形过程中的断裂机制。结果表明,绝热剪切带是导致宏观裂纹的形成和扩展以及流动软化的根源;TA3 钛合金动态变形微观断裂机制为纺锤状孔洞在绝热剪切带内各自独立形核,然后各自长大从而相互贯通,形成微观裂纹;第二相粒子的偏聚是微观裂纹发生的源泉。     

不同温度下TA15钛合金梁锤锻成形有限元分析

以TA15钛合金梁的锤锻成形工艺为例,利用Deform有限元模拟软件,研究了850、900、950℃三种初始温度下零件锤锻成形所需要的锤击次数、每次锤击的行程及最大损伤因子的变化情况。通过有限元模拟分析,得到锻造次数依次为7、5、4次,最大损伤因子区域位于梁右端顶部圆角处,其值在打靠阶段开始即行程为86mm时达到最大。通过比较,最终选择950℃为成形方案。这为梁的实际生产和钛合金锻造成形性的进一步研究提供了一定的理论基础。     

1Mn18Cr18N钢无磁性护环锻件的试制

1Mn18Cr18N钢系无磁性高锰奥氏体不锈钢,该钢种合金含量高,可锻温度区间窄,在锻造过程中易出现表面裂纹。采用电炉冶炼、电渣重熔工艺获得优质钢锭。锻造加热温度为1190~1210℃,终锻温度在900℃以上。多火次,小压下量锻造,把表面裂纹减轻到最低程度。固溶处理后生产出了满足用户需求的护环锻件。     

近α型、(α+β)型和近β型钛合金的高温力学性能

研究了近α型TA15和Ti60、(α＋β)型TC21和近β型TB17钛合金在100、400、500、600、650和700 ℃时的高温力学性能。结果表明,温度在100~500 ℃时,TB17合金的高温强度最高,TA15合金的高温强度最低,TC21合金的高温强度高于Ti60合金;当温度超过600 ℃后,TB17合金的高温性能变化幅度最大,强度最低,Ti60合金的变化幅度最小,强度最高,TC21合金的强度介于TA15与Ti60合金之间,并逐渐与TA15合金接近;当温度在100 ℃时,4种合金应变硬化和应变软化作用相当,应力-应变曲线处于较为平衡的状态;当温度在400 ℃时,TB17合金变形以应变软化为主,应力随着应变增加显著降低;当温度在600 ℃时,TC21和TA15合金变形也开始以应变软化为主,但TA15合金应力的下降幅度低于TC21合金;直到温度在650 ℃时,Ti60合金变形才以应变软化为主。     

25Ni—15Cr铁基合金涡轮盘齿断裂分析

25Ni－15Cr合金制涡轮盘运行中盘齿断裂的主要原因是模锻温度过高,晶粒尺寸过大,大部分晶界为模锻冷却过程中形成的MC脆性薄片所包复。适当降低模锻温度,并适当降低钛含量和提高硼含量,均有利于增长涡轮盘的使用寿命。     

TA15线性摩擦焊接头高周疲劳性能分析

在相同热处理制度下,开展了TA15钛合金母材与TA15线性摩擦焊接头高周疲劳性能试验,并对疲劳断口进行扫描电镜分析. 结果表明,从S-N曲线低应力区到高应力区,焊缝针状组织的疲劳强度高于母材双态组织,随着应力的增大,两种组织的疲劳强度差异逐渐缩小;接头针状组织的疲劳极限(463 MPa)高于母材双态组织(423 MPa). 断口分析结果表明,TA15母材的疲劳断口相对较平,扩展区二次裂纹较少,而线性摩擦焊接头中存在较多的二次裂纹,降低了裂纹扩展速度,说明针状组织的疲劳性能优于双态组织.     

退火处理及沉积方向对激光沉积TA15钛合金性能和组织的影响

以TA15钛合金粉末为原料,利用激光沉积制造方法制备TA15钛合金拉伸试样厚壁件。通过光学显微镜(OM)、扫描电子显微镜(SEM)和X射线衍射(XRD)等方法研究退火温度及沉积方向对TA15钛合金组织、拉伸性能的影响,以及α相变形机制。结果表明：随着退火温度升高,显微组织中α相长宽比呈上升趋势;激光沉积成形TA15钛合金厚壁件在沉积和垂直沉积方向上的力学性能存在差异,沉积方向上的抗拉强度明显均低于垂直沉积方向上的抗拉强度;柱状晶晶界对α片层的受力变形有一定的阻碍作用;α片层通过挤压变形和滑移变形两种机制发生变形或断裂;两种方向上拉伸断裂方式不同,沿沉积方向上断裂为韧性断裂,沿垂直沉积方向上断裂为半解理半韧性断裂。     

锻造工艺对TC4-DT和TC21损伤容限型钛合金疲劳裂纹扩展速率的影响

研究了不同锻造工艺（近β锻造、准β锻造、两相区锻造）对TC4-DT和TC21损伤容限型钛合金疲劳裂纹扩展速率的影响,对比分析了不同锻造工艺的微观组织和疲劳裂纹扩展路径的关系。研究结果表明,与两相区锻造和近β锻造相比,TC4-DT和TC21钛合金经准β锻造后的疲劳裂纹扩展速率最低。准β锻造的锻件疲劳裂纹扩展路径曲折程度大,断口表面粗糙度大,有效地降低了疲劳裂纹扩展速率。     

钛合金自冲铆接头微动磨损机理及疲劳性能

对钛合金同种TA1-TA1（TT）及异种TA1-Al5052（TA）,TA1-H62（TH）自冲铆接头进行疲劳试验,用扫描电子显微镜对断口及微动区进行观测研究其微动磨损机理,并研究下板强度对接头疲劳寿命和失效形式的影响.结果表明,断口裂纹萌生区即为微动磨损区.微动磨损导致微动区亚表面产生微裂纹并逐步扩展为宏观疲劳裂纹导致接头最终失效;微动磨屑在微动磨损过程中主要起减轻磨损作用.总体上TT接头具有最优疲劳性能,疲劳载荷较高时TA接头疲劳性能优异,疲劳载荷较低时TH接头疲劳性能优异.两板强度相当且疲劳载荷较高时失效形式主要为铆钉断裂,疲劳载荷较低时失效形式主要为下板断裂;而下板强度与上板强度相差较大时,疲劳失效形式为下板断裂.