Ti-B25鈦合金管材擠壓成形數值模擬及實驗研究

孫花梅，劉 偉，戚運蓮，李修雷，毛小南，洪 權

(西北有色金屬研究院，陜西 西安 710016)

艦船長期暴露在海洋環(huán)境中，對材料的耐腐蝕性有嚴格的要求。并且艦船在運行過程中要承受大載荷、浮力、沖擊力、搖晃慣性力的作用，因而對材料的強-塑性匹配也提出了更高要求[1]。鈦合金比強度高、耐海水及其他介質腐蝕、疲勞性能好、焊接性能優(yōu)良，被視為理想的艦船用材料。另外鈦合金的無磁性、良好的透聲性特點對潛艇反偵查及聲吶系統都具有重要意義[2]。

國外一些國家已經建立了自己的艦船用鈦合金體系。俄羅斯完善了不同強度等級的艦船用鈦合金，并且按照在艦船上的不同用途進行了分類[3,4]。美國將航空航天用鈦合金開創(chuàng)性地應用在了潛艇、驅逐艦和航母上，并在此基礎上開發(fā)了一系列艦船用鈦合金[5]。我國經過幾十年的研究，在艦船用鈦合金領域也取得了一定的成果，形成了320～1200 MPa范圍的低、中、高屈服強度的鈦合金體系[6]，但是在艦船鈦合金管材應用研究方面還不夠完備。目前，艦船用鈦合金管材多以兩相鈦合金為主，由于兩相鈦合金冷加工性能差，造成管材加工周期長、成本高[7]。α型和近α型鈦合金雖然冷成形性能好，但是滿足不了管材高屈服強度的使用要求。因此，西北有色金屬研究院自主研發(fā)了Ti-B25高強β鈦合金，以滿足艦船天線管的使用要求。

金屬塑性成形過程是一個非常復雜的彈塑性變形過程，既有材料非線性，又有幾何非線性，再加上邊界接觸條件的非線性，使其變形機理變得非常復雜，難以用準確的數學模型進行描述。由于有限元法可以全面地考慮變形過程中材料的動態(tài)特性、邊界條件和初始條件的影響，并且具有精度高、可虛擬成形過程、能反復計算等優(yōu)點，因此有限元法成為模擬分析塑性成形過程的有力工具。借助于有限元數值模擬技術，能夠直觀全面地了解擠壓成形過程，節(jié)省人力和物力，并以較小的代價在較短的時間內得到優(yōu)化的工藝方案。

為了加快推動Ti-B25鈦合金在艦船通信系統上的應用，本研究利用前期構造的本構方程和熱加工圖優(yōu)化出的工藝參數[8,9]，使用DEFORM-3D軟件對管材擠壓過程進行數值模擬，并對模擬過程進行實際擠壓驗證。

1 有限元模型建立

1.1 幾何模型

圖1為擠壓坯料和模具示意圖。利用SolidWorks軟件建立坯料、擠壓筒、擠壓桿的三維模型，然后生成DEFORM-3D有限元軟件能夠識別的STL文件。

圖1 擠壓坯料和模具示意圖Fig.1 Schematic diagrams of blank and die for pipe extrusion: (a) blank；(b) extrusion cylinder；(c) extrusion rod

DEFORM-3D有限元模擬軟件需要對模擬對象進行網格劃分，以便后續(xù)模擬計算過程順利進行。為了加快模擬仿真過程的計算速度，取管坯的1/4進行網格劃分。為了避免模擬過程中，網格劃分過大引起計算不收斂而導致模擬不能繼續(xù)進行，對坯料進行不同量級的網格劃分，如圖2所示。

圖2 管坯的有限元網格Fig.2 Finite element mesh of pipe blank

1.2 本構模型

根據前期對Ti-B25鈦合金高溫變形過程本構關系的研究[8]，本次擠壓模擬過程采用的本構方程為：

1.3 參數設置

通過Ti-B25鈦合金熱變形行為及熱加工圖的研究可知[9]：在變形溫度850～950 ℃、應變速率0.01～0.1 s-1的工藝參數范圍內變形，Ti-B25鈦合金具有良好的動態(tài)再結晶組織。參照熱加工圖并結合實際生產條件，坯料的初始溫度設為900 ℃，應變速率設為0.1 s-1。坯料與擠壓模具之間的摩擦系數設為0.3，導熱系數設為5。模擬過程的步長設為0.5 mm，共模擬600步，每2步保存一次數據。

2 模擬結果與分析

圖3為擠壓過程中不同階段Ti-B25鈦合金管坯的應力場分布圖。從圖3可以看出，擠壓開始階段，受擠壓桿的影響，大應力區(qū)域主要集中在管坯的頭部和尾部，管坯中間部分應力較小。隨著擠壓的進行，管坯前端慢慢進入擠壓筒并產生較大的變形，等效應力較大；而一旦管坯前端通過定徑帶，管坯應力集中得到釋放，等效應力就變得非常小。最大等效應力始終出現在擠壓筒凹模圓角處。

圖3 Ti-B25鈦合金管坯擠壓過程中應力場分布Fig.3 Stress field distribution of Ti-B25 titanium alloy pipe blank during extrusion

圖4為Ti-B25鈦合金管坯擠壓過程中不同階段的應變場分布圖。從圖4可以看出，擠壓初期，Ti-B25鈦合金管坯在擠壓筒內的變形較小，等效應變也很小。隨著擠壓進行，管坯通過定徑帶，在進入和通過定徑帶時都發(fā)生了很大的變形，因此該處管坯表面的等效應變比較大。定徑帶圓角處管坯表面的等效應變最大，其次是定徑帶內部坯料表面的等效應變，而通過定徑帶的管坯表面等效應變相對較小。此外，定徑帶圓角處管坯表面對應的等效應力也大。因此，在實際Ti-B25鈦合金管坯擠壓過程中這一部位容易產生變形死區(qū)。

圖4 Ti-B25鈦合金管坯擠壓過程中應變場分布Fig.4 Strain field distribution of Ti-B25 titanium alloy pipe blank during extrusion

圖5為Ti-B25鈦合金管坯擠壓過程中不同階段的溫度場分布圖。從圖5可以看出，擠壓初期階段，Ti-B25鈦合金管坯表面由于與擠壓桿和擠壓筒以及環(huán)境的熱交換導致表面溫度下降。隨著擠壓過程的進行，與模具接觸部位的管坯表面溫度越來越低，而進入和通過定徑帶的變形部位由于塑性變形功大部分轉化為熱能而導致定徑帶芯部處管坯溫度越來越高，使得管坯溫度場分布嚴重不均勻。管坯內的最高溫度與管坯表面的最低溫度相差達到170 ℃。因此，擠壓時應該嚴格控制變形溫度，同時在綜合考慮模具材料的選用范圍和模具壽命的前提下，盡可能提高模具溫度，以減少Ti-B25鈦合金管坯表面溫度的降低。

圖5 管坯擠壓過程中溫度場分布Fig.5 Temperature field distribution of Ti-B25 titanium alloy pipe blank during extrusion

3 管材擠壓試驗

3.1 擠壓管坯表面質量

通過DEFORM-3D軟件對管材擠壓過程的數值模擬，在臥式油壓機上進行了Ti-B25鈦合金管坯的擠壓試驗。管坯擠壓參數設置為：變形溫度900 ℃，應變速率0.1 s-1，擠壓速度50 mm/s。擠壓后的Ti-B25鈦合金管坯尺寸為φ62 mm×12 mm，如圖6所示。從圖6可以看出，在該工藝條件下擠壓出來的Ti-B25鈦合金管坯具有良好的直線度，管坯表面光潔，沒有明顯劃痕及橘皮狀褶皺。擠壓管坯組織為變形的β相。擠壓Ti-B25鈦合金管坯前端有缺損、細小裂痕、褶皺，主要是由于前端溫度下降太快，并且擠壓前期端部變形不穩(wěn)定造成，是管坯擠壓過程中的普遍現象。

圖6 Ti-B25鈦合金擠壓管坯Fig.6 Extruded pipe blank of Ti-B25 titanium alloy

3.2 擠壓管坯室溫力學性能

Ti-B25屬于高強β鈦合金，具有優(yōu)異的固溶時效強化效應。為了調整Ti-B25鈦合金管坯的力學性能，獲得良好的強-塑性匹配，對擠壓管坯進行了2種不同工藝的熱處理，分別為：① 830 ℃/1 h固溶處理；② 830 ℃/1 h+600 ℃/8 h固溶時效處理。Ti-B25鈦合金管坯原始顯微組織和熱處理后的顯微組織如圖7所示。從圖7a可以看出，原始管坯顯微組織中主要為擠壓變形的β晶粒，并且伴隨有少量細小的再結晶晶粒。從圖7b可以看出，管坯經過830 ℃/1 h固溶處理后，大量α相在β基體上析出，呈不均勻分布。從圖7c可以看出，管坯經過830 ℃/1 h+600 ℃/8 h固溶時效處理后，α相在β基體上彌散分布。

圖7 Ti-B25鈦合金管坯不同狀態(tài)的顯微組織Fig.7 Microstructures of Ti-B25 titanium alloy pipe blank at different states: (a) original state；(b) 830 ℃/1 h solution treatment；(c) 830 ℃/1 h+600 ℃/8 h solution aging treatment

對3種狀態(tài)的Ti-B25鈦合金管坯進行室溫拉伸性能測試，結果如表1所示。從表1可以看出，830 ℃/1 h固溶處理使管坯的抗拉強度和屈服強度降低，斷后伸長率和斷面收縮率明顯提高。與固溶熱處理相比，830 ℃/1 h+600 ℃/8 h固溶時效處理提高了管坯的強度，降低了管坯的塑性。與原始管坯相比，經過830 ℃/1 h+600 ℃/8 h固溶時效處理后管坯強度得到了明顯的提高，抗拉強度達到1239 MPa，屈服強度達到1152 MPa，斷后伸長率也略有提高，達到10%。經固溶時效熱處理后的Ti-B25鈦合金管坯，力學性能滿足艦船天線管使用要求。

表1 Ti-B25鈦合金管坯不同狀態(tài)的室溫力學性能Table 1 Room temperature mechanical properties of Ti-B25 titanium alloy pipe blank in different states

圖8為固溶時效后Ti-B25鈦合金管坯的室溫拉伸斷口形貌。從圖8a可以看出，斷口主要由中部的纖維區(qū)和周圍的剪切唇區(qū)組成，兩者之間有明顯的界限，纖維區(qū)范圍較大。從圖8b可以看出，剪切唇區(qū)分布著一定數量的等軸狀韌窩，韌窩尺寸小。這些特征表明Ti-B25鈦合金管坯斷裂方式為韌性斷裂，管坯經過固溶時效后具有良好的強-塑性匹配。

圖8 Ti-B25鈦合金管坯室溫拉伸斷口形貌Fig.8 Room temperature tensile fracture morphologies of Ti-B25 titanium alloy pipe blank: (a) macro-morphology；(b) micro-morphology

3.3 管材成品

900 ℃、0.1 s-1工藝條件下擠壓的Ti-B25鈦合金管坯，經過830 ℃/1 h+600 ℃/8 h固溶時效處理后進行機械加工，成功得到φ55 mm×5 mm×2700 mm的無縫管材。

4 結 論

(1) 在Ti-B25鈦合金管材擠壓有限元模擬過程中，擠壓筒凹模圓角處管坯等效應力最大，定徑帶圓角處管坯等效應變最大，定徑帶芯部管坯溫升最嚴重。

(2) 在溫度900 ℃、應變速率0.1 s-1工藝參數下進行Ti-B25鈦合金管材擠壓，獲得了表面質量良好的擠壓管坯。管坯微觀組織為變形的β相，并伴隨有再結晶晶粒。

(3) 擠壓Ti-B25鈦合金管坯經過830 ℃/1 h+600 ℃/8 h固溶時效處理，α相在β基體上彌散分布。管坯屈服強度達到1152 MPa，抗拉強度達到1239 MPa，斷后伸長率達到10%。斷口形貌呈現韌性斷裂，Ti-B25鈦合金管坯獲得了良好的強-塑性匹配。

(4) 對固溶時效處理后的Ti-B25鈦合金管坯進行機械加工，成功得到φ55 mm×5 mm×2700 mm的無縫管材。