史佳新，余偉，董恩濤

（1.北京科技大學(xué)工程技術(shù)研究院，北京 100083；2.北京科技大學(xué)鋼鐵共性技術(shù)協(xié)同創(chuàng)新中心，北京 100083）

鈦合金無(wú)縫管具有高比強(qiáng)、耐腐蝕等特點(diǎn)，已廣泛地運(yùn)用于航空、航天、化工、采礦等領(lǐng)域，例如TC4鈦合金無(wú)縫管材可用于服役條件苛刻的高溫、高壓、腐蝕性強(qiáng)的油井[1]，大直徑鈦合金無(wú)縫管可以作為鎳基合金油井管的補(bǔ)充和替代產(chǎn)品[2-3]。采用“穿孔→連軋→定（減）徑”流程加工鈦合金無(wú)縫管具有生產(chǎn)效率高、工序簡(jiǎn)單、能耗低、流程短等優(yōu)點(diǎn)，有很強(qiáng)的經(jīng)濟(jì)效益[4-6]。

定（減）徑是生產(chǎn)熱軋無(wú)縫管的重要工序之一，用于獲得高尺寸精度的成品[7]。由于TC4鈦合金具有比重小、導(dǎo)熱系數(shù)低等物理特性，其在熱加工過(guò)程中溫降快[8]；另外，TC4鈦合金的變形抗力隨溫度變化大[9]，導(dǎo)致其在加工過(guò)程的變形行為與鋼不同。因此，TC4鈦合金無(wú)縫管的定（減）徑工藝有其自身特點(diǎn)，生產(chǎn)過(guò)程中管子內(nèi)壁易出現(xiàn)溝槽、管端異常增厚、壁厚不均等質(zhì)量缺陷，需結(jié)合TC4鈦合金的特點(diǎn)進(jìn)行工藝分析及優(yōu)化。

有限元方法已普遍應(yīng)用到金屬變形過(guò)程的分析中，并且成熟的商業(yè)有限元分析軟件的計(jì)算精度也很高[10-11]。利用有限元方法對(duì)TC4鈦合金在定（減）徑變形過(guò)程中的溫度與變形特點(diǎn)、成形精度和成形質(zhì)量進(jìn)行分析，可為工藝設(shè)計(jì)與優(yōu)化提供依據(jù)。

1 模擬條件

采用Abaqus有限元軟件模擬TC4無(wú)縫管坯在定（減）徑過(guò)程中的變形行為，定（減）徑入口的坯料尺寸（外徑×壁厚×長(zhǎng)度）為Φ185.56 mm×7.8 mm×0.6 m，入口速度為1 m/s。在毛管壁厚方向劃分為3層網(wǎng)格，網(wǎng)格總數(shù)量為28 080，網(wǎng)格類型選C3D8RT。采用文獻(xiàn)［12］中TC4材料的熱物性參數(shù)和材料本構(gòu)方程。

采用12機(jī)架三輥定（減）徑設(shè)備，機(jī)架間距330 mm，軋輥理論直徑（軋輥中心到軋制中心線的距離的兩倍）為360 mm?？仔腿鐖D1所示，建模過(guò)程中的部分參數(shù)見(jiàn)表1[13]，根據(jù)定（減）徑設(shè)備孔型的軋輥間距和邊部倒角范圍，取小值設(shè)計(jì)的其余孔型相關(guān)尺寸如圖1（b）所示。軋輥溫度為200℃恒溫；坯料與軋輥接觸時(shí)的等效換熱系數(shù)為20 MW/（mm2·K），外表面等效換熱系數(shù)為0.17 MW/（mm2·K）[12]；摩擦因數(shù)取0.2。三輥定（減）徑機(jī)的孔型變形呈120°對(duì)稱，因此根據(jù)對(duì)稱性原則，只取毛管周向的1/6建立幾何模型，周向角度從0°到60°。建立的有限元模型如圖2所示，Y軸正方向?yàn)檐堉品较?。管坯進(jìn)入設(shè)備前溫度均勻，溫度分別為830℃、880℃、920℃。

圖1 12機(jī)架三輥定（減）徑孔型示意

表1 12機(jī)架三輥定（減）徑建模過(guò)程中的部分參數(shù)

圖2 建立的有限元模型示意

2 有限元模擬結(jié)果

幾何模型中，0°位置為第1機(jī)架的孔型頂部所對(duì)應(yīng)的位置，60°位置為第2機(jī)架的孔型頂部所對(duì)應(yīng)的位置。分別對(duì)0°、20°、40°、60°的位置進(jìn)行分析，同時(shí)在厚度方向上均勻分為4個(gè)點(diǎn)，分別為內(nèi)壁、壁厚1/3、壁厚2/3、外壁。

2.1 定（減）徑出口鈦管截面云圖

開(kāi)軋溫度為830℃時(shí)，定（減）徑出口（熱成品）TC4鈦管截面溫度、Mises應(yīng)力、等效應(yīng)變?cè)茍D如圖3所示。溫度云圖（圖3a）表明，越靠近外壁，溫度越低；在周向30°左右的位置，內(nèi)外壁中間位置溫度稍低，此位置接觸軋輥次數(shù)多、時(shí)間長(zhǎng)，軋輥傳熱導(dǎo)致熱量散失多，溫度低。Mises應(yīng)力云圖（圖3b）表明，外壁應(yīng)力內(nèi)壁應(yīng)力中間位置應(yīng)力，Mises應(yīng)力較低的位置靠近內(nèi)壁，外壁溫度低，屈服強(qiáng)度高，殘余應(yīng)力較大。等效應(yīng)變?cè)茍D（圖3c）表明，靠近內(nèi)壁的等效應(yīng)變大于靠近外壁的，30°左右位置的等效應(yīng)變最小，周向30°左右的位置溫度低，變形抗力大，變形困難，等效應(yīng)變小。

圖3 定（減）徑出口處TC4鈦管截面云圖

2.2 開(kāi)軋溫度對(duì)鈦管尺寸的影響

TC4鈦管圓周方向壁厚隨時(shí)間變化曲線如圖4所示，壁厚隨著道次的增加而增加，圓周方向各個(gè)位置的壁厚增加幅度不同，其中0°和60°位置壁厚隨著道次增加而增加幅度較大，0°和60°位置定（減）徑出口處的壁厚較20°和40°位置的大。

圖4 TC4鈦管圓周方向壁厚隨時(shí)間變化曲線

不同開(kāi)軋溫度定（減）徑時(shí)TC4鈦管的尺寸見(jiàn)表2。開(kāi)軋溫度830℃時(shí)，外徑140.91～141.26 mm，壁厚8.44～9.83 mm，外徑橢圓度為0.35 mm；開(kāi)軋溫度880℃時(shí)，外徑140.91～141.17 mm，壁厚8.65～9.20 mm，外徑橢圓度為0.23 mm；開(kāi)軋溫度920℃時(shí)，外徑141.01～141.44 mm，壁厚8.84～9.29 mm，外徑橢圓度為0.43 mm?？梢?jiàn)，隨著定（減）徑溫度的升高，外徑橢圓度、壁厚最大偏差呈現(xiàn)先降低后升高的趨勢(shì)。開(kāi)軋溫度對(duì)壁厚最大偏差的影響遠(yuǎn)大于對(duì)外徑橢圓度的影響，即開(kāi)軋溫度對(duì)圓周方向不同位置內(nèi)徑的影響大于對(duì)外徑的影響，定（減）徑過(guò)程中軋輥約束外徑，內(nèi)徑?jīng)]有類似于無(wú)縫管連軋過(guò)程的芯棒約束，因此定（減）徑過(guò)程中定（減）徑工藝和材料變形抗力對(duì)該TC4鈦管內(nèi)徑尺寸影響較大。

表2 不同開(kāi)軋溫度定（減）徑時(shí)TC4鈦管的尺寸

開(kāi)軋溫度對(duì)TC4鈦管圓周方向內(nèi)徑的影響如圖5所示。開(kāi)軋溫度830℃時(shí)，內(nèi)徑偏差可達(dá)1.50 mm，周向10°～20°的內(nèi)壁位置容易出現(xiàn)凸起與溝槽，深度約為0.30 mm；開(kāi)軋溫度880℃時(shí)，隨著開(kāi)軋溫度的升高，內(nèi)徑的均勻性得到顯著提升，未出現(xiàn)內(nèi)徑突變較大的區(qū)域；開(kāi)軋溫度升高至920℃時(shí)，內(nèi)徑均勻性無(wú)顯著改善。

圖5 開(kāi)軋溫度對(duì)TC4鈦管圓周方向內(nèi)徑的影響

由此可見(jiàn)，開(kāi)軋溫度為880℃時(shí)，TC4鈦管的外徑、壁厚、內(nèi)徑的偏差最小，尺寸精度較高，此開(kāi)軋溫度合理。

2.3 開(kāi)軋溫度對(duì)鈦管截面溫度分布的影響

由圖3（a）可知，管材內(nèi)外壁溫度溫差較大，并且外壁溫度變化較為復(fù)雜，無(wú)法通過(guò)溫度云圖很好地顯示；因此，分析了不同開(kāi)軋溫度下第6道次出口和第12道次出口處管材內(nèi)壁、壁厚1/3和2/3位置、外壁的溫度分布情況，具體如圖6所示。從圖6可以看出：內(nèi)壁、壁厚1/3和2/3處溫差小于10°，但是外壁與壁厚2/3處的溫差可達(dá)100℃（第6道次出口）和120℃（第12道次出口），靠近外壁處出現(xiàn)了一個(gè)溫度陡降區(qū)域，這與鈦合金導(dǎo)熱系數(shù)較低有關(guān)；外表面0°和60°位置的溫度高于外表面20°和40°位置的，這與軋制過(guò)程中管材與軋輥接觸的時(shí)間（次數(shù)）有關(guān)；開(kāi)軋溫度830℃時(shí)，外壁周向溫度波動(dòng)劇烈。由于在有限元計(jì)算過(guò)程中考慮了塑性功生熱對(duì)管材溫度的影響，因此在加工過(guò)程中管材內(nèi)壁、壁厚1/3和2/3處的溫度均有上升，由于TC4鈦合金的導(dǎo)熱系數(shù)低，管材內(nèi)部向外部散失的熱量小，導(dǎo)致管材內(nèi)外溫差較大。

圖6 不同開(kāi)軋溫度時(shí)TC4管材壁厚方向溫度分布情況

筆者計(jì)算了不同開(kāi)軋溫度時(shí)TC4管材壁厚溫度的最大值與最小值的差值，具體見(jiàn)表3。從表3可以看出，開(kāi)軋溫度830℃時(shí)，管材外壁溫差最大，溫度均勻性較差，由于合理的軋制工藝需要保證變形的均勻性，也就需要保證溫度的均勻性，所以開(kāi)軋溫度830℃不合理；隨著開(kāi)軋溫度的提高，溫差逐漸減小，但減小的幅度逐漸降低。表3能夠從一定程度上反映整個(gè)截面的溫度均勻性，開(kāi)軋溫度880℃和920℃時(shí)的溫度均勻性高于開(kāi)軋溫度830℃。因此，根據(jù)溫度均勻性分析結(jié)果，開(kāi)軋溫度取880℃和920℃較為合理，但考慮加熱成本，880℃為最合理的開(kāi)軋溫度。

表3 不同開(kāi)軋溫度時(shí)TC4管材內(nèi)外壁及外壁的溫差最大值 ℃

2.4 開(kāi)軋溫度對(duì)鈦管溫度變化的影響

開(kāi)軋溫度對(duì)TC4鈦管內(nèi)外壁溫度的影響如圖7～8所示。圖7所示為開(kāi)軋溫度對(duì)周向不同位置外壁溫度的影響，開(kāi)軋溫度為830℃時(shí)，在塑性功生熱、摩擦生熱、與空氣換熱、與軋輥換熱的共同作用下，隨著管材外壁不斷與軋輥接觸，外壁溫度逐漸降低，溫度回升不明顯。20°和40°位置的軋后溫度最低，在728℃左右，因?yàn)樵撐恢门c軋輥接觸了12次；0°和60°的位置與軋輥只接觸了6次，軋后溫度分別為758℃和765℃。圖8所示分別是軋后外壁溫度較高位置（周向0°位置）和軋后外壁溫度較低位置（周向20°位置）的壁厚方向（內(nèi)壁、壁厚1/3和2/3）的溫度情況，內(nèi)壁、壁厚1/3和2/3處的溫度均升高，軋后外壁溫度高的位置（周向0°位置）內(nèi)壁溫度也較高，并且壁厚方向的溫差小于軋后外壁溫度低的位置（周向20°位置）。開(kāi)軋溫度為920℃、880℃的溫度情況與開(kāi)軋溫度為830℃的規(guī)律基本一致，但是開(kāi)軋溫度920℃時(shí)，管材周向60°位置外壁的溫度出現(xiàn)了異常升高現(xiàn)象，這與該位置的瞬時(shí)等效應(yīng)變速率（10.236 4 s-1）異常導(dǎo)致的塑性功生熱有關(guān)。開(kāi)軋溫度為880℃時(shí)，管材內(nèi)壁、壁厚1/3和2/3處的溫差較?。▓D8b），溫度較為均勻。

圖7 開(kāi)軋溫度對(duì)TC4鈦管外壁溫度的影響

圖8 開(kāi)軋溫度對(duì)TC4鈦管內(nèi)壁溫度的影響

2.5 開(kāi)軋溫度對(duì)鈦管應(yīng)變變化的影響

隨著定（減）徑軋制道次的增加，管材等效應(yīng)變逐漸增加。開(kāi)軋溫度880℃時(shí)出口等效應(yīng)變與最大應(yīng)變速率見(jiàn)表4，最大應(yīng)變速率是根據(jù)應(yīng)變隨時(shí)間變化數(shù)據(jù)獲得的每一道次的應(yīng)變速率。從表4可以看出：圓周方向位置相同，壁厚1/3位置出口等效應(yīng)變小于內(nèi)壁的，這與圖3（c）所示一致；周向0°位置處內(nèi)壁和壁厚1/3位置的等效應(yīng)變差值小于周向20°位置的；道次平均應(yīng)變速率的最大值是1.774 73 s-1，出現(xiàn)在第7道次的外壁。不同位置處道次平均應(yīng)變速率最大值出現(xiàn)在第7道次的頻率較高，在該定（減）徑工藝下，第7道次的道次平均應(yīng)變速率最大，需要著重關(guān)注。

開(kāi)軋溫度為830℃和920℃時(shí)，出口等效應(yīng)變?cè)?.4～0.8，其范圍大于開(kāi)軋溫度為880℃時(shí)的出口應(yīng)變范圍（0.39～0.64），可見(jiàn)開(kāi)軋溫度880℃時(shí)各個(gè)位置的變形較為均勻。

3 分析與討論

3.1 定（減）徑過(guò)程中毛管變形分析

定（減）徑出口鈦管圓周方向不同位置的壁厚不同，0°和60°位置壁厚較大，根據(jù)表4的應(yīng)變結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，0°和60°位置的等效應(yīng)變大于20°和40°位置，圖7～8表明0°和60°位置由于與軋輥接觸次數(shù)少，溫度較高。由于變形的協(xié)調(diào)性，0°、60°位置需要和20°、40°位置達(dá)到相同的壁厚就需要有些道次實(shí)現(xiàn)外徑較大的變形量，由于內(nèi)壁變形無(wú)約束，出現(xiàn)內(nèi)壁過(guò)多地向內(nèi)側(cè)靠攏，從而造成圓周方向內(nèi)徑的不均勻。開(kāi)軋溫度830℃時(shí)出口徑向應(yīng)變和周向應(yīng)變?nèi)鐖D9所示。從圖9可以看出：管材定（減）徑后壁厚增加，徑向應(yīng)變大于0，壁厚增加越多，徑向應(yīng)變?cè)酱螅?0°和40°位置的徑向應(yīng)變小（圖9a），壁厚增加幅度??；周向壓縮變形，周向應(yīng)變小于0（圖9b），0°和60°位置的周向應(yīng)變小于20°和40°位置說(shuō)明0°和60°位置的周向壓縮較大，因?yàn)樵撐恢脺囟雀?、變形抗力低（圖7～8）。

表4 開(kāi)軋溫度880℃時(shí)定（減）徑機(jī)出口鈦管等效應(yīng)變與最大應(yīng)變速率

圖9 開(kāi)軋溫度830℃時(shí)出口徑向應(yīng)變和周向應(yīng)變

開(kāi)軋溫度830℃時(shí)，內(nèi)徑周向偏差較大，并且存在周向10°～20°范圍內(nèi)壁出現(xiàn)褶皺等缺陷的潛在區(qū)域，熱變形過(guò)程中，溫度通過(guò)影響變形抗力而影響管材尺寸精度（圖6a～b），開(kāi)軋溫度830℃時(shí)外壁溫度波動(dòng)大，變形抗力受到溫度的影響發(fā)生波動(dòng)，導(dǎo)致內(nèi)徑偏差大。

開(kāi)軋溫度880℃和920℃時(shí)的溫度均勻性高于開(kāi)軋溫度830℃的，變形均勻，出口尺寸偏差?。婚_(kāi)軋溫度880℃時(shí)，管材不同位置的等效應(yīng)變更加均勻。因此，開(kāi)軋溫度取880℃進(jìn)行定（減）徑為更合理。

3.2 開(kāi)軋溫度對(duì)鈦管變形失穩(wěn)的影響

根據(jù)TC4鈦合金本構(gòu)方程[12]，依據(jù)不可逆熱力學(xué)理論和物理系統(tǒng)模擬等建立的動(dòng)態(tài)材料模型（DMM）以及文獻(xiàn)［14］提出的塑性失穩(wěn)判據(jù)，獲得了TC4的熱加工失穩(wěn)圖。TC4的熱加工失穩(wěn)圖與模擬過(guò)程熱變形參數(shù)如圖10所示，其中的灰色區(qū)域?yàn)樽冃问Х€(wěn)區(qū)，紅色線條為熱加工失穩(wěn)區(qū)的邊緣。開(kāi)軋溫度830℃時(shí)，部分點(diǎn)處在圖10所示左側(cè)失穩(wěn)區(qū)的上邊緣；開(kāi)軋溫度920℃時(shí)，處于失穩(wěn)區(qū)的點(diǎn)最多；開(kāi)軋溫度880℃時(shí)，兩個(gè)點(diǎn)處于圖10所示右上方失穩(wěn)區(qū)的下邊緣。定（減）徑過(guò)程中會(huì)發(fā)生小于道次平均應(yīng)變速率最大值的變形，需要結(jié)合熱加工失穩(wěn)圖分析小于道次平均應(yīng)變速率最大值時(shí)的變形。開(kāi)軋溫度830℃時(shí)，有兩個(gè)點(diǎn)處于圖10所示左側(cè)失穩(wěn)區(qū)的上邊緣?？梢哉J(rèn)為，開(kāi)軋溫度830℃時(shí)，定（減）徑過(guò)程中部分金屬在失穩(wěn)區(qū)變形。

圖10 TC4的熱加工失穩(wěn)圖與模擬過(guò)程熱變形參數(shù)

變形處于失穩(wěn)區(qū)時(shí)，TC4在變形過(guò)程中易出現(xiàn)裂紋、組織不均勻、混晶、再結(jié)晶不充分等問(wèn)題，導(dǎo)致成品的質(zhì)量或者性能不合格[15]。熱加工工藝的制定需要盡量避免在失穩(wěn)區(qū)發(fā)生變形。通過(guò)熱加工失穩(wěn)圖（圖10）判斷，開(kāi)軋溫度為880℃時(shí)的變形過(guò)程最合理，可認(rèn)為此時(shí)均在非失穩(wěn)區(qū)進(jìn)行變形。

4 結(jié)論

（1）定（減）徑溫度880℃時(shí)，軋制后TC4鈦合金無(wú)縫管的尺寸偏差最小，此時(shí)出口外徑140.94～141.17 mm，壁厚8.65～9.20 mm。

（2）定（減）徑溫度830℃時(shí)，TC4鈦合金無(wú)縫管的溫度均勻性差，導(dǎo)致變形抗力波動(dòng)較大，同時(shí)內(nèi)壁無(wú)約束變形，從而影響了內(nèi)徑周向的均勻性，內(nèi)壁周向10°～20°范圍易出現(xiàn)褶皺等缺陷。

（3）隨著定（減）徑溫度的提高，軋出TC4鈦管的內(nèi)外壁溫差和外壁溫差逐漸減小。開(kāi)軋溫度提高到880℃，內(nèi)外壁溫差和外壁溫差較低，可獲得良好的溫度均勻性，此時(shí)出口外壁溫差為70.92℃，出口內(nèi)外壁溫差為115.96℃；開(kāi)軋溫度繼續(xù)提高，溫度均勻性提升不明顯。

（4）開(kāi)軋溫度880℃時(shí)，TC4鈦合金在定（減）徑過(guò)程中幾乎無(wú)失穩(wěn)區(qū)變形。