1、引言

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

TC4合金無縫管材可以應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充和替代產品。TC4 合金管材通常采用的加工工藝是擠壓、擠壓-機加工、擠壓-冷軋-退火等工藝，也有采用穿孔、穿孔-機加工或穿孔-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導致上述加工方法工序復雜、生產周期長 、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效率， 簡化工序，有很強的經濟效益，但是加工難度大，表面質量難以控制，其原因主要是在熱軋 過程中溫降快、摩擦系數隨著溫度變化大等。

利用有限元模擬軟件可以更加準確的分析無縫管熱軋過程中應力、應變、溫度的變化， 確定變形過程參數，分析表面缺陷形成的潛在原因[5,6]。模擬結果可以應用于成型過程的 參數設計。

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，軋制設備為PQF連軋機， PQF連軋機采用三輥結構，增大了軋機剛度，減少單輥壓力和彎矩，3輥呈120°均勻排布在 軋機中，軋機間距為750mm，軋制模型如圖1所示。單個軋輥孔型由五段弧線組成，孔型具體 尺寸以及孔型頂點與中心線的距離如圖2和表1。軋輥直徑為700mm，采用ABAQUS軟件對模型 進行設計和裝配。

3、變形條件

管材和軋輥之間的換熱系數為20 MW/mm2k，熱軋過程中熱對流和熱輻射統一用等效換熱 系數表示，等效換熱系數為0.17 MW/mm2k，軋輥和軋件的摩擦系數為0.3，由于芯棒和外表 面進行潤滑，所以取軋件和芯棒的摩擦系數是0.1[7,8]。摩擦生熱系數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，長度為2000mm，為防止管材的頭尾在模擬 過程中容易出現網格過度變形，導致計算過程意外停止，模擬中對管材頭尾網格進行細化處 理，如圖3。頭尾部網格較中間網格尺寸小，該管坯網格數量為72000，網格類型為能夠應用 于熱力耦合的C3D8RT單元。由于軋件與軋機的距離較短，可以認為咬入時的溫度并不發生變 化且為900℃均溫。軋機芯棒認為是靜止狀態，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 的高溫力學行 為數據采用ABAQUS有限元軟件的數據庫數據

4、結果與討論

4.1 軋件初始溫度和軋制速度對于軋制力的影響

軋制初始溫度為900℃，軋制出口速度為2.97m/.s時，軋制力如圖3所示，最大軋制力小 于2500KN，符合設備要求，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，實現了較大的減徑和減壁量，符合管材軋制規律 。

軋制溫度為800℃-1000℃，出口速度為2.03m/s, 2.93m/s, 3.53m/s時，各道次軋制力 如表3所示。當軋制溫度從900℃升高到1000℃時，軋制力變化較大，原因是該溫度范圍內 TC4的變形抗力變化較大，TC4的相變點是998℃，當溫度超過998℃是，組織從α+β相轉變成α相，更容易實現塑性變形[9]。但是當溫度超過相變點時，晶粒迅速長大，所以，開軋溫度為900℃-950℃時比較合理[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、應力等參數的變化，典型單元 的選取如圖6所示。開軋溫度為900℃時軋制過程中典型單元的溫度變化如圖7所示。由于熱 導率較低且存在塑性功生熱，軋制每一個道次，b和e兩個典型單元溫度會在一定程度上出現 上升，而后由于熱傳導和熱輻射的作用，溫度會逐漸下降。觀察典型單元a、c、d、f的溫度 曲線可知，由于出現熱傳導的作用，每一次與軋輥接觸，接觸面的溫度都出現下降，而后由 于管材內部熱傳導的作用，表面溫度逐漸上升。

開軋溫度為900℃時，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 軋制過程中應力應變分析

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

前述計算結果可知，應力最大值出現在第四道次，分析第四道次截面的溫度、應力、應 變云圖如圖10。如圖10(a)由于變形生熱和熱傳導的作用，壁厚中間的溫度高于兩側溫度， 局部最大溫差可達200℃。

如圖10(b)，內外兩側均出現了應力集中，所以表面質量控制難度比較大，并且內側的 應力集中較外側更大。如圖10(c)，應變云圖表明內側變形的累積應變要大于外側，這與軋 制過程中溫度分布和變形規律有關。

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 現場試制結果

根據上述TC4模擬結果研究了TA1的模擬軋制過程參數并進行現場試制TC4和TA1熱軋無縫 管，采用PQF連軋機組軋制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分別為現場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；屈服強度 為237.78MPa，抗拉強度為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 的屈服強度為780-846MPa，抗拉強度為910-960MPa，延伸率為14-16%，CVN室溫沖擊功為52J 。

5、結論

1）模擬結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鈦合金熱軋生產的無縫管的外徑偏差小于0.5%，外徑均勻，壁厚偏差<10%，與實際試制結果吻合。

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

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

參考文獻

[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. Q 值及變形量對中強鈦合金冷軋管材表面質量的影響[J]. 鈦工業進展,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應力模型[J].中國有色金 屬學報,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.

相關鏈接