引言

TC4合金作為一種典型的 α-β 型兩相鈦合金,密度小、比強(qiáng)度高、耐蝕耐熱性能好,被廣泛應(yīng)用于航空、航天、軍工等領(lǐng)域 [1] 。 隨著越來越多的鈦產(chǎn)品涌入民用領(lǐng)域,TC4 鈦合金開始被廣泛研究。 國(guó)內(nèi)多位學(xué)者通過高溫下TC4鈦合金的熱壓變形,研究了變形溫度及變形速率對(duì)材料流變應(yīng)力的影響,并結(jié)合微觀組織演變確定了材料最佳變形溫度及變形速率范圍 [2-4] 。 寶鈦集團(tuán)、西部鈦業(yè)等鈦產(chǎn)品生產(chǎn)制造企業(yè) [5-6] 采用不同的軋制工藝及熱處理工藝對(duì)TC4鈦合金板坯進(jìn)行軋制實(shí)驗(yàn),通過對(duì)試樣進(jìn)行金相分析和力學(xué)性能測(cè)試,探究了最優(yōu)軋制工藝。 王牛俊等人 [7] 對(duì)TC4鈦合金進(jìn)行鍛造熱塑性變形加工,然后進(jìn)行多火次換向熱軋變形,研究了其組織演變規(guī)律。 徐勇等人 [8]通過多道次軋制制備了高強(qiáng)度TC4鈦合金板材,比較分析了多道次換向軋制和單向軋制的TC4鈦合金室溫力學(xué)性能和微觀組織。 目前研究多圍繞在TC4鈦合金熱變形特性研究及軋制工藝開發(fā)方面,對(duì)于熱軋過程板坯溫度變化及其全流程溫度控制方面研究鮮有報(bào)道。

鈦合金軋制與常規(guī)鋼材軋制不同,其軋制溫度窗口窄,導(dǎo)熱性能差,若開軋溫度過高或軋制變形過大均會(huì)導(dǎo)致軋件心部溫度急劇升高,組織出現(xiàn)缺陷、塑性變差,導(dǎo)致軋制變形不均、板帶邊裂等問題;軋制溫度過低,將導(dǎo)致軋制力過大,板形難以控制等問題。 此外,軋制溫度也直接影響軋制力模型的準(zhǔn)確性進(jìn)而影響軋件出口厚度精度。鈦合金板材熱軋生產(chǎn)目前仍依賴人工經(jīng)驗(yàn),采用“邊看邊軋”方式,其自動(dòng)化程度相比先進(jìn)鋼鐵生產(chǎn)具有很大差距 [9] 。 因此,系統(tǒng)研究多道次熱軋過程鈦合金板材溫度變化及分布規(guī)律,變形及力能參數(shù)變化等對(duì)于實(shí)現(xiàn)鈦合金板材生產(chǎn)自動(dòng)化、提升產(chǎn)品良品率及生產(chǎn)效率至關(guān)重要。

本文采用 MSC. Marc 有限元軟件進(jìn)行TC4鈦合金板多道次熱軋全流程模擬,重點(diǎn)研究多道次軋制過程中軋件表面與心部溫度變化情況,分析軋件表面與心部溫差變化原因,為制定 TC4 鈦合金板合理熱軋工藝規(guī)程,實(shí)現(xiàn)鈦合金軋制生產(chǎn)自動(dòng)化提供理論依據(jù)。

1、多道次軋制過程有限元模型

將鈦合金板材熱軋過程視為對(duì)稱問題，取二分之一進(jìn)行分析,建立如圖 1 所示平面軋制模型。由于軋件與軋輥間的接觸換熱主要發(fā)生在輥面,將工作輥設(shè)為可傳熱剛性空心輥 [9] ,經(jīng)模擬驗(yàn)證后設(shè)置空心輥厚度為50mm,以縮短計(jì)算時(shí)間。軋件咬入依靠軋件后端一速度略低于工作輥線速度的剛性推板強(qiáng)迫推入輥縫,咬入后該剛體自動(dòng)被釋放,軋件在摩擦力的作用下實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定軋制。

提取上一道次溫度場(chǎng)數(shù)據(jù),作為下一道次各節(jié)點(diǎn)溫度初始條件輸入,實(shí)現(xiàn)鈦合金板材多道次熱軋過程溫度場(chǎng)的繼承。 本文只針對(duì)軋件中部溫度場(chǎng)進(jìn)行研究,故不考慮軋件頭尾溫差,軋件模擬長(zhǎng)度進(jìn)行了縮短處理,根據(jù)軋制速度、軋制長(zhǎng)度等工藝條件延長(zhǎng)各道次間隙空冷時(shí)間,補(bǔ)充由于截短軋件而減少的軋制時(shí)間。

軋制模擬過程基本參數(shù)見表1。 通過熱軋實(shí)驗(yàn)、空冷實(shí)驗(yàn)結(jié)合有限元模擬的方法 [10] ,確定了TC4 軋件與軋輥接觸換熱系數(shù)為 8000W·m-2·K-1、軋件與空氣對(duì)流換熱系數(shù)為 120W·m-2·K-1。 TC4鈦合金材料熱物參數(shù)參照文獻(xiàn)[11]進(jìn)行設(shè)置,見表 2。 流變應(yīng)力根據(jù) Gleeble-3800 熱模擬實(shí)驗(yàn)機(jī)上測(cè)得的材料流變數(shù)據(jù)編制 [12-13] 。

軋制工藝制度采用某廠TC4鈦合金板軋制現(xiàn)場(chǎng)工藝數(shù)據(jù),第一火次軋制分為 8 個(gè)道次,各道次軋制工藝參數(shù)見表 3,原始板坯尺寸為150mm(厚)×1800mm(長(zhǎng))×2700mm(寬)。 針對(duì)該規(guī)程建立有限元模型進(jìn)行仿真模擬,分析一火次軋制中鈦合金板坯溫度分布及演變規(guī)律,并提取各道次軋制力與溫度的模擬結(jié)果,并與實(shí)際軋制結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,驗(yàn)證有限元模型的準(zhǔn)確性。

2、結(jié)果及分析

2. 1 溫度結(jié)果分析

鈦合金板軋制過程中對(duì)溫度控制要求較為嚴(yán)格,故本文重點(diǎn)研究軋件心部溫度與表面溫度變化情況。 各道次軋后板坯厚度方向溫度場(chǎng)云圖分布如圖 2。 隨著軋制道次的進(jìn)行,鈦板坯溫降在厚 度方向上逐漸由表面向心部推移,在板坯厚度較大時(shí),表面溫度不斷降低,在第 7,8 道次由于軋件 減薄內(nèi)部熱傳導(dǎo)占據(jù)主要作用,表面溫度小幅升高;而心部溫度經(jīng) 8 道次軋后變化不大。

軋后板坯表面和心部平均溫度變化如圖 3。隨著軋制的進(jìn)行,在初始幾個(gè)道次軋件較厚時(shí),表面與心部溫差不斷增大,到第 6 道次最大溫差達(dá)到 120℃;而第 7 道次后軋件變薄,軋件內(nèi)部熱傳導(dǎo)占據(jù)主導(dǎo)地位,軋件整體溫度開始趨于均勻,軋件表面溫度與心部溫度的溫差減小。

第一火次軋制全流程中軋件表面與心部溫度變化曲線如圖 4 所示。 由于空冷、與軋輥接觸換熱溫降較大,且空冷速度約 1 ℃ / s,每道次由軋輥接觸換熱引起的溫降約 20℃左右,表面溫度在軋制全流程中整體呈不斷降低的趨勢(shì),至第 8 道次出軋制區(qū)后軋件表面溫度降至約 850℃;軋件心部溫度呈先增大后減小的變化趨勢(shì),溫升主要是由軋件內(nèi)部塑性變形熱量累積引起,至第 5 道次心部溫度最高約 953℃,累計(jì)溫升約 20℃,不同道次由于道次壓下率不同,由塑性功生熱引起的心部溫升在 2~5℃范圍不等,且壓下率越大溫升越大。

在整個(gè)軋制過程中,軋件的溫度變化主要發(fā)生在軋制階段,此階段軋件除存在空冷、與軋輥間的接觸換熱等溫降因素外,還有軋件塑性變形生熱、軋件與軋輥摩擦生熱等溫升因素。 故取各道次軋件表面與心部?jī)晌恢命c(diǎn)從進(jìn)軋制區(qū)到出軋制區(qū)的整個(gè)軋制階段的溫度變化曲線如圖 5。

由圖 5 可以看出在各軋制道次中,表面位置點(diǎn)在咬入瞬間,由于軋件和軋輥間的摩擦及塑性功生熱,存在 3~12℃的溫升,這主要與各道次軋件與軋輥的接觸狀態(tài)有關(guān),之后由于軋輥間接觸,表面溫度急速下降,溫降約為 15~30℃,出軋制區(qū)后由于軋件自身熱傳導(dǎo),又會(huì)有不同程度的“返紅”現(xiàn)象;而在變形區(qū)內(nèi)軋件心部溫度由于塑性功生熱而出現(xiàn)溫升現(xiàn)象,其溫升情況主要取決于軋制壓下率,第 8 道次軋制壓下率最大為 25. 28%,其溫升達(dá) 12℃。 且前 5 道次間心部溫度為不斷累計(jì)溫升,到第 6 道次由于軋件減薄,軋件內(nèi)部開始溫降,且由于軋件變長(zhǎng)、空冷時(shí)間增加,軋件整體溫度明顯下降。

2. 2 模擬結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)對(duì)比

提取各道次軋件表面溫度與軋制力的模擬結(jié)果,與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,結(jié)果如圖 6,圖 7所示。

由圖 6 可以看到不同道次下,模擬的表面溫度均高于實(shí)測(cè)的表面溫度,其原因?yàn)槟M開軋溫度與實(shí)際開軋溫度存在一定誤差,現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)無開軋溫度數(shù)據(jù)。 且由于實(shí)際現(xiàn)場(chǎng)中軋件表面溫度采用非接觸式測(cè)量,現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量結(jié)果存在一定誤差,總體表面溫度模擬值與實(shí)測(cè)值吻合性高,誤差限在1. 85% ~5. 47%之間。 由軋制力模擬值與實(shí)測(cè)值對(duì)比圖可知,模擬得到的各道次穩(wěn)定軋制力和實(shí)際測(cè)量的軋制力有相同的變化趨勢(shì)。 最大誤差限在第 2 道次,為 17. 86%,模擬結(jié)果在可靠誤差范圍內(nèi)。

3、結(jié)論

在鈦合金多道次軋制全流程中,隨著軋制道次的進(jìn)行,軋件表面溫度與心部溫度的溫差呈先增大后較小的變化趨勢(shì),在第 6 道次軋件表面溫度與心部溫度的最大溫差可達(dá) 120℃。 表面溫差過大易形成較大熱應(yīng)力從而導(dǎo)致表面開裂。

在各道次軋制時(shí)變形區(qū)內(nèi)軋件心部溫度均由于塑性功變形生熱而升高,且心部溫度在前 5 道次不斷溫升,累計(jì)溫升約 20℃。 所以在 TC4 鈦合金熱軋一火次階段,軋件厚度較大時(shí)應(yīng)控制道次壓下率不宜過大,一般不應(yīng)超過 25%,以防板坯心部溫度越過相變點(diǎn),塑性變差。

對(duì)比模擬得到的軋件表面溫度、各道次穩(wěn)定軋制力與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)表面溫度、軋制力發(fā)現(xiàn)模擬結(jié)果均在允許誤差范圍內(nèi),說明本文建立的 TC4 鈦合金板材多道次軋制有限元模型可靠,其分析結(jié)果對(duì)實(shí)際制定鈦合金多道次軋制工藝規(guī)程具有一定的指導(dǎo)意義。

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