一种建立TC6钛合金锻造成形微观组织预测模型的方法

摘要

一种建立TC6钛合金锻造成形微观组织预测模型的方法，所述建立钛合金锻造成形微观组织预测模型的方法步骤如下：①等温热压缩实验：将TC6钛合金坯料加工成Φ8×12mm的标准圆柱试样，在Gleeble-3500实验机上进行恒应变速率等温热压缩实验，变形温度为800℃，840℃，880℃，920℃，950℃，980℃；应变速率分别为0.5s^-1，5s^-1，50s^-1；变形量为30％和60％；所述建立TC6钛合金锻造成形微观组织预测模型的方法可以有效的揭示TC6合金锻造成形后微观组织变化，对于分析材料变形特征和微观组织变化，预测锻件的机械性能，优化成形工艺具有重要意义。

主权项

一种建立TC6钛合金锻造成形微观组织预测模型的方法，其特征在于：所述建立钛合金锻造成形微观组织预测模型的方法步骤如下：①等温热压缩实验：将TC6钛合金坯料加工成Φ8×12mm的标准圆柱试样，在Gleeble‑3500实验机上进行恒应变速率等温热压缩实验，变形温度为800℃，840℃，880℃，920℃，950℃，980℃；应变速率分别为0.5s^‑1，5s^‑1，50s^‑1；变形量为30％和60％；②本构方程的建立在Estrin‑Mecking硬化模型理论中提出加工硬化阶段的流动应力σ_h与位错密度之间的关系如下：${\sigma }_h={\sigma }_0+\mathrm{Gb\alpha }\sqrt{\rho }---\left(1\right)$式中，ρ为位错密度，b为柏氏矢量，G为剪切模量，σ₀和α为材料常数；在热变形过程中，位错密度的变化规律如下：$\frac{\mathrm{d\rho }}{\mathrm{dϵ}}=k_1+k_2\rho ---\left(2\right)$式中，k₁为与位错的平均自由能有关的材料常数，k₂为与位错的重排或消失有关的系数，是温度与应变速率的函数。材料的加工硬化速率定义为：$\theta =\frac{d{\sigma }_h}{\mathrm{dϵ}}---\left(3\right)$由式(1)～(3)可得：σ_hθ＝k₃‑k₄σ₀²              (4)其中，k₃和k₄为材料常数；对式(3)进行积分，得出：${\sigma }_h={[{{\sigma }_p}^2+({\sigma }_0^2-{{\sigma }_p}^2)\exp (-\mathrm{\beta ϵ})]}^{\frac{1}{2}}---\left(5\right)$其中，为无软化时的理想饱和应力，β＝k₄，为材料常数；定义流动应力软化分数如下：$X=\frac{\sigma -{\sigma }_h}{{\sigma }_s-{\sigma }_h}---\left(6\right)$即σ＝σ_h‑(σ_h‑σ_s)X            (7)对于具有动态再结晶的软化分数，用Avrami再结晶相变动力学形式表示如下：X＝1‑exp[B(ε‑ε_c)ⁿ]            (8)其中，ε_c为动态再结晶发生的临界应变，可用峰值应变ε_p近似代替，B为常数，n为相变动力学指数。把式(5)和式(8)带入到式(7)即可得到综合考虑加工硬化和流动软化的本构方程：σ＝σ_h‑(σ_h‑σ_s)X${\sigma }_h={[{{\sigma }_p}^2+({\sigma }_0^2-{{\sigma }_p}^2)\exp (-\mathrm{\beta ϵ})]}^{\frac{1}{2}}$X＝1‑exp[B(ε‑ε_p)ⁿ]             (9)根据流动应力数据和式(9)进行非线性拟合，可得出式(9)中各参数值；参数σ₀、β、B和n在不同变形条件下为定值，σ₀＝5.4，β＝78，B＝‑7.6和n＝2；理想饱和应力、稳态流动应力和峰值应变均为温度和应变速率的函数：σ_p＝‑1721.95+35.03lnZσ_s＝‑1227.18+25.15lnZε_p＝‑0.45+0.00881lnZ(其中)将参数σ₀，β，B和n值代入式(9)，得到最终本构方程如下：σ＝σ_h‑(σ_h‑σ_s)X${\sigma }_h={[{{\sigma }_p}^2+({5.4}^2-{{\sigma }_p}^2)\exp (-78ϵ)]}^{\frac{1}{2}}$X＝1‑exp[‑7.6(ε‑ε_p)²]③微观组织预测模型参数识别采用定量分析软件Sisc IAS V8进行分析，对不同变形条件下等轴α相的相含量和平均晶粒尺寸进行定量分析，通过不同变形条件下等轴α相的相含量的演化规律，选用的Avrami再结晶相变动力学方程，α相的含量借用动态再结晶百分数的表达形式用下式进行描述：$X=1-\exp \left[k_1{\left(\frac{ϵ-{ϵ}_c}{{ϵ}_{0.5}}\right)}^{k_2}\right]$${ϵ}_{0.5}=k_3{d_0}^{k_4}{\stackrel{·}{ϵ}}^{k_5}\exp \left(\frac{k_6}{T}\right)$式中，ε_c是临界应变，即ε_c＝‑0.45+0.00881lnZ，d₀为原始晶粒尺寸(d₀＝9μm)，T为绝对温度，ε_0.5是发生50％动态再结晶时的应变，X为α相的体积百分比；利用Matlab软件对不同变形条件下等轴α相的相含量曲线进行拟合，得出k₁、k₂、k₃、k₄、k₅和k₆为常数，即k₁＝‑1.44，k₂＝‑0.628，k₃＝0.0001，k₄＝1.05，k₅＝‑0.18，k₆＝6875，得到α相含量的表达式：$X=1-\exp \left[{-1.44\left(\frac{ϵ-{ϵ}_c}{{ϵ}_{0.5}}\right)}^{-0.628}\right]$${ϵ}_{0.5}=0.001{\stackrel{·}{ϵ}}^{-0.18}\exp \left(\frac{6875}{T}\right)$由于α相晶粒尺寸受温度和应变速率的综合影响，用温度补偿应变速率参数(即Z参数)来表示α相晶粒尺寸演变规律，其表达式如下：D＝kZⁿ$Z=\stackrel{·}{ϵ}\exp (Q/\mathrm{RT})$式中：k、n为实验常数；Z为Zener‑Hollomon参数，其物理意义为温度补偿的应变速率因子；Q为变形激活能；R为气体常数；为应变速率；T为绝对温度；利用Matlab软件对不同变形条件下等轴α相尺寸曲线进行拟合，则不同变形条件下α相晶粒尺寸同Z参数的关系如下：D＝3.6Z^0.015     T∈[800℃，890℃]D＝144.6Z^‑0.042  T∈(890℃，950℃]④模型验证将数值模拟的结果与实验结果进行对比，误差分析结果表明相含量模拟结果和实测值平均误差为5.1％，α相晶粒尺寸模拟结果与实测值平均误差为4.5％。