1、引言

鈦及鈦合金具有密度小，比強(qiáng)度高，高溫性能好和耐腐蝕等優(yōu)點(diǎn)。因此，廣泛應(yīng)用于航空航天、工業(yè)等方面[1,2]。TC4占鈦合金總用量的50%，研究TC4 的低成本、高效率生產(chǎn)工藝具有很廣闊的前景。

TC4合金無縫管材可以應(yīng)用在一些服役條件更加苛刻的高溫高壓油井，大口徑鈦合金管可以作為鎳基合金油管的補(bǔ)充和替代產(chǎn)品。TC4 合金管材通常采用的加工工藝是擠壓、擠壓-機(jī)加工、擠壓-冷軋-退火等工藝，也有采用穿孔、穿孔-機(jī)加工或穿孔-冷軋-退火。由于鈦合金材料變形過程溫度范圍窄和變形抗力高等原因?qū)е律鲜黾庸し椒üば驈?fù)雜、生產(chǎn)周期長(zhǎng) 、加工難度大、成品率低 [3,4]。采用熱軋的方式加工TC4 合金無縫管能夠提高生產(chǎn)效率， 簡(jiǎn)化工序，有很強(qiáng)的經(jīng)濟(jì)效益，但是加工難度大，表面質(zhì)量難以控制，其原因主要是在熱軋 過程中溫降快、摩擦系數(shù)隨著溫度變化大等。

利用有限元模擬軟件可以更加準(zhǔn)確的分析無縫管熱軋過程中應(yīng)力、應(yīng)變、溫度的變化， 確定變形過程參數(shù)，分析表面缺陷形成的潛在原因[5,6]。模擬結(jié)果可以應(yīng)用于成型過程的 參數(shù)設(shè)計(jì)。

2、模型

本文使用ABAQUS模擬軟件建立了穿孔后TC4毛管的熱軋模型，軋制設(shè)備為PQF連軋機(jī)， PQF連軋機(jī)采用三輥結(jié)構(gòu)，增大了軋機(jī)剛度，減少單輥壓力和彎矩，3輥呈120°均勻排布在 軋機(jī)中，軋機(jī)間距為750mm，軋制模型如圖1所示。單個(gè)軋輥孔型由五段弧線組成，孔型具體 尺寸以及孔型頂點(diǎn)與中心線的距離如圖2和表1。軋輥直徑為700mm，采用ABAQUS軟件對(duì)模型 進(jìn)行設(shè)計(jì)和裝配。

3、變形條件

管材和軋輥之間的換熱系數(shù)為20 MW/mm2k，熱軋過程中熱對(duì)流和熱輻射統(tǒng)一用等效換熱 系數(shù)表示，等效換熱系數(shù)為0.17 MW/mm2k，軋輥和軋件的摩擦系數(shù)為0.3，由于芯棒和外表 面進(jìn)行潤(rùn)滑，所以取軋件和芯棒的摩擦系數(shù)是0.1[7,8]。摩擦生熱系數(shù)和塑性功生熱分別為 0.7和0.9。

軋件的幾何尺寸為外徑Φ204mm，壁厚16mm，長(zhǎng)度為2000mm，為防止管材的頭尾在模擬 過程中容易出現(xiàn)網(wǎng)格過度變形，導(dǎo)致計(jì)算過程意外停止，模擬中對(duì)管材頭尾網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化處 理，如圖3。頭尾部網(wǎng)格較中間網(wǎng)格尺寸小，該管坯網(wǎng)格數(shù)量為72000，網(wǎng)格類型為能夠應(yīng)用 于熱力耦合的C3D8RT單元。由于軋件與軋機(jī)的距離較短，可以認(rèn)為咬入時(shí)的溫度并不發(fā)生變 化且為900℃均溫。軋機(jī)芯棒認(rèn)為是靜止?fàn)顟B(tài)，直徑為170mm，軋件的變形為彈塑性變形，軋 輥和芯棒用剛體單元忽略其在軋制過程中的變形。采用熱力耦合的方式研究軋制過程中的溫 度等參數(shù)的變化。

TC4的密度為4.43?10-9t/m3，泊松比為0.34，其他材料屬性如圖4。TC4 的高溫力學(xué)行 為數(shù)據(jù)采用ABAQUS有限元軟件的數(shù)據(jù)庫(kù)數(shù)據(jù)

4、結(jié)果與討論

4.1 軋件初始溫度和軋制速度對(duì)于軋制力的影響

軋制初始溫度為900℃，軋制出口速度為2.97m/.s時(shí)，軋制力如圖3所示，最大軋制力小 于2500KN，符合設(shè)備要求，軋制力最小是第六道次，第五道次次之，這是為了提高軋后荒管 的外徑和壁厚精度，第一至第四道次軋制力較大，實(shí)現(xiàn)了較大的減徑和減壁量，符合管材軋制規(guī)律 。

軋制溫度為800℃-1000℃，出口速度為2.03m/s, 2.93m/s, 3.53m/s時(shí)，各道次軋制力 如表3所示。當(dāng)軋制溫度從900℃升高到1000℃時(shí)，軋制力變化較大，原因是該溫度范圍內(nèi) TC4的變形抗力變化較大，TC4的相變點(diǎn)是998℃，當(dāng)溫度超過998℃是，組織從α+β相轉(zhuǎn)變成α相，更容易實(shí)現(xiàn)塑性變形[9]。但是當(dāng)溫度超過相變點(diǎn)時(shí)，晶粒迅速長(zhǎng)大，所以，開軋溫度為900℃-950℃時(shí)比較合理[10,11]。

在熱連軋過程中，研究典型單元在熱連軋過程中的溫度、應(yīng)力等參數(shù)的變化，典型單元 的選取如圖6所示。開軋溫度為900℃時(shí)軋制過程中典型單元的溫度變化如圖7所示。由于熱 導(dǎo)率較低且存在塑性功生熱，軋制每一個(gè)道次，b和e兩個(gè)典型單元溫度會(huì)在一定程度上出現(xiàn) 上升，而后由于熱傳導(dǎo)和熱輻射的作用，溫度會(huì)逐漸下降。觀察典型單元a、c、d、f的溫度 曲線可知，由于出現(xiàn)熱傳導(dǎo)的作用，每一次與軋輥接觸，接觸面的溫度都出現(xiàn)下降，而后由 于管材內(nèi)部熱傳導(dǎo)的作用，表面溫度逐漸上升。

開軋溫度為900℃時(shí)，不同出口速度條件下壁厚中間位置典型單元的溫度如圖8(a)所示 ，出口速度越快，壁厚中間位置的溫度越高。圖8(b)為不同開軋溫度下，壁厚中間位置的典 型單元的溫度變化，開軋溫度越高，壁厚中間位置的溫度越高。

4.2 軋制過程中應(yīng)力應(yīng)變分析

開軋溫度為900℃，出口速度為2.93m/s時(shí)的表面單元在軋制過程中的應(yīng)力變化如圖9所示。a單元在奇數(shù)道次的軸向存在壓應(yīng)力，而偶數(shù)道次并沒有特別大的波動(dòng)；而周向應(yīng)力與軸向應(yīng)力在奇數(shù)道次類似，均為壓應(yīng)力，但是在偶數(shù)道次，存在一個(gè)較大的波動(dòng)。a單元的縱向在奇數(shù)道次的時(shí)候存在拉應(yīng)力，其拉應(yīng)力值約為200MPa；d單元在每道次軸向應(yīng)力均為壓應(yīng)力。周向應(yīng)力也均為壓應(yīng)力，但是，存在偶數(shù)道次的應(yīng)力先上升，后下降的趨勢(shì)，其原因可能是局部變形不均勻與整體變形協(xié)調(diào)的原因。觀察縱向應(yīng)力，可以發(fā)現(xiàn)，每一道次軋后的a單元和d單元的縱向應(yīng)力并不相同，證明軋管各部分變形的程度不相同，導(dǎo)致局部存在拉應(yīng)力和壓應(yīng)力，即使在第六道次也沒有達(dá)到完全的應(yīng)力一致。其波動(dòng)范圍在±150MPa以內(nèi)。 相比于縱向應(yīng)力，周向和軸向的軋后應(yīng)力的波動(dòng)比較小。盡管各個(gè)單元縱向壓力變化不一致 ，但是，軋制過程比較平穩(wěn)，說明軋制狀態(tài)相對(duì)穩(wěn)定，由于管材變形不均勻，導(dǎo)致各個(gè)單元 應(yīng)力不相同，但是總體還是比較平穩(wěn)。

前述計(jì)算結(jié)果可知，應(yīng)力最大值出現(xiàn)在第四道次，分析第四道次截面的溫度、應(yīng)力、應(yīng) 變?cè)茍D如圖10。如圖10(a)由于變形生熱和熱傳導(dǎo)的作用，壁厚中間的溫度高于兩側(cè)溫度， 局部最大溫差可達(dá)200℃。

如圖10(b)，內(nèi)外兩側(cè)均出現(xiàn)了應(yīng)力集中，所以表面質(zhì)量控制難度比較大，并且內(nèi)側(cè)的 應(yīng)力集中較外側(cè)更大。如圖10(c)，應(yīng)變?cè)茍D表明內(nèi)側(cè)變形的累積應(yīng)變要大于外側(cè)，這與軋 制過程中溫度分布和變形規(guī)律有關(guān)。

4.3 軋后管材外徑和壁厚分析

每道次軋制后的形狀以及軋后管材的尺寸分別如圖11和圖12。圖11中可以看出第五和第六道次的截面形狀近似圓形，而其他四個(gè)道次形狀由于變形量比較大，形狀不均勻，尤其是前兩道次。如圖12所示，軋后荒管的壁厚為7 mm±0.41 mm，圓度為1.5mm。

4.4 現(xiàn)場(chǎng)試制結(jié)果

根據(jù)上述TC4模擬結(jié)果研究了TA1的模擬軋制過程參數(shù)并進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)試制TC4和TA1熱軋無縫 管，采用PQF連軋機(jī)組軋制Φ139.7×7.72mm的TC4和Φ168×10mm的TA1鈦合金無縫管，開軋 溫度分別為900℃、800℃，軋輥線速度為2.93m/s，軋出產(chǎn)品的外形如圖13所示。管材的外 徑偏差小于0.5%，外徑均勻，壁厚偏差<10%。圖14分別為現(xiàn)場(chǎng)軋制鈦合金無縫管的縱向 組織。TA1鈦合金無縫管縱向組織都為等軸晶，晶粒直徑為100um左右，組織均勻；屈服強(qiáng)度 為237.78MPa，抗拉強(qiáng)度為321.54MPa，延伸率為47.6%，面縮率為76%，CVN室溫沖擊功為 100.65J。TC4鈦合金無縫管縱向組織都為變形的板條組織，β晶粒直徑為150um左右，管材 的屈服強(qiáng)度為780-846MPa，抗拉強(qiáng)度為910-960MPa，延伸率為14-16%，CVN室溫沖擊功為52J 。

5、結(jié)論

1）模擬結(jié)果表明該軋制孔型可以用來軋制TC4合金無縫管，利用該孔型將Φ204mm×16mm的TC4鈦合金坯料軋制成Φ185mm×7mm的荒管，軋后厚度偏差為±0.41mm，圓度偏差為1.5mm。TC4和TA1鈦合金熱軋生產(chǎn)的無縫管的外徑偏差小于0.5%，外徑均勻，壁厚偏差<10%，與實(shí)際試制結(jié)果吻合。

2）通過有限元分析，軋制過程中的表面典型單元的應(yīng)力變化，第四道次出現(xiàn)表面缺陷的可能性比較大，可能成為缺陷的誘發(fā)點(diǎn)。

3）TA1鈦合金無縫管為等軸晶組織，晶粒直徑為100um左右，屈服強(qiáng)度為237MPa，抗拉 強(qiáng)度為321MPa，延伸率為47.6%，CVN室溫沖擊功為100.65J。TC4鈦合金無縫管的β晶粒直徑 為150um左右，管材的屈服強(qiáng)度為780-846MPa，抗拉強(qiáng)度為910-960MPa，延伸率為14-16%， CVN室溫沖擊功為38-52J。

參考文獻(xiàn)

[1] Yang H, Li H, Zhang Z, Advances and trends on tube bending forming technologies, Chinese Journal of Aeronautics.25(2012)1-12.

[2] Bella P, Bucek P, Ridzon M, Influence of die geometry on drawing force in cold drawing of steel tubes using numerical simulation, Key Engineering Materials. 716(2016)708-712.

[3] 朱康平,楊亞社,席錦會(huì). Q 值及變形量對(duì)中強(qiáng)鈦合金冷軋管材表面質(zhì)量的影響[J]. 鈦工業(yè)進(jìn)展,2012,29(4):31-34.

[4] 羅皎,李淼泉,李宏,等.TC4 鈦合金高溫變形行為及其流動(dòng)應(yīng)力模型[J].中國(guó)有色金 屬學(xué)報(bào),2008,18(8):1395-1401.

[5] Wang X, Ye J, Ma X, Finite element simulation analysis of multi-stands three-roller cold rolling process for double metal composite seamless steel tube, in: Ihara I (Eds.),Applied Mechanics and Materials. 2014, pp: 197-199.

[6] Yoshida M, 3D FEM simulation of rolling load working on piercer plug in mannesmann piercing process, in: Barlat F,Moon Y H, Lee M G(Eds.), AIP Conference Proceedings. 2010, pp, 1333-1338.

[7] Takahashi K, Inoue T, Uchida S, Characteristics of hot frition in commercially pure titanium, Nippon Steel TechnicalReport. 85(2002)41-46.

[8] Wang H, Xu B, Liu J. Micro and Nano Sulfide Solid Lubrication[J]. 2012.

[9] Liu J, Zeng W, Zhu Y, Hot deformation behavior and flow stress prediction of TC4-DT alloy in single-phase region anddual-phase regions, Journal of Materials Engineering and Performance. 24(2015)2140-2150.

[10] Wang T, Guo H, Tan L, Beta grain growth behaviour of TG6 and Ti17 titanium alloys, Materials Science and EngineeringA. 528(2011)6375-6380.

[11] Semiatin S L, Fagin P N, Glavicic M G, Influence on texture on beta grain growth during continuous annealing of Ti–6Al–4V, Materials Science and Engineering A. 299(2001)225-234.

相關(guān)鏈接