引言
钛及钛合金管具有比强度高、 耐高温及耐腐蚀 等优点, 已经被广泛应用于航空航天、 石油化工和海 洋工程等领域[1-2]。 钛及钛合金具有滑移系少和 热传导系数小等特点, 因此钛及钛合金管在塑性变 形过 程中更容易产生尺寸不均匀和表面质量差等缺陷。 目前, 钛及钛合金管的制造工艺主要有轧制[3]、 拉拔[4]、 挤压[5]和旋压[6] 等。 轧制工艺生产效率高, 但是容易造成管坯变形不均匀, 多用于钛管的开坯。 拉拔和挤压工艺生产流程简单, 但生产道次多, 能量消耗大。 旋压工艺具有加工精度 高、力学性能好等优点, 但效率较低。
目前, 国内外学者在钛及钛合金管材的制备工艺、 过程仿真及质量控制等方面开展了许多研究工作。 尹业宏等[7]研究了轧辊辊形和轧制工艺对成形 钛管表面质量的影响规律, 进行了轧辊辊形和工艺参数合 理设计。 周大地等[8] 研究了穿孔过程中管坯 中心孔腔形成机理和应力应变场分布, 在两辊斜轧穿孔机 上穿轧出Ti80钛合金无缝管。 ZHANGZ等[9]采用旋转穿孔工艺研究了钛合金厚壁管塑性成 形工艺, 基于控制变量法解决了旋转穿孔过程中轧 卡和温升严重两个关键问题。 谢林均等[10] 研究了挤压速度对热挤压成形TA16钛合金管材组织、 力学 性能、 壁厚偏差及表面质量的影响, 发现挤压速度 降低使得管材成形质量得到改善。 DAMODARAND等[11]利用有限元法模拟了钛合金热挤压变形全过 程, 分析了挤压速度、 初始温度和模具结构对钛合 金挤压变形过程的影响。 EBRAHIMIM 等[12]研究了进给速度、 主轴转速和减薄率对旋压成形纯钛无缝 薄壁管表面质量和几何精度的影响。 对于钛合金管 材成形的新工艺, 于辉等[13-14]提出了管坯挤轧成形 工艺, 研究了小型管坯挤轧成形装置和成形方法。
对于钛合金管材成形的新工艺, 本课题组提出 了管坯挤轧成形工艺, 研究了小型管坯挤轧成形装 置和 成形方法[13-14], 该工艺综合了三辊斜轧成形和 旋压成形的优点, 本文以TA2钛管为研究对象, 探 究管 坯在挤轧成形中的变形过程以及轧辊送进角、轧辊公转速度和管坯前进速度对挤轧成形后管坯尺 寸精度的 影响规律, 获得TA2钛管挤轧成形的优化 工艺, 并进行试验验证。
1、管材挤轧成形有限元模型建立
1.1几何模型建立
本文采用 ABAQUS 有限元仿真软件建立TA2钛管挤轧成形有限元仿真模型, 如图 1 所示。 图 1a 为 管材挤轧成形的几何模型, 主要由轧辊、 芯棒、 钛管和推杆组成,TA2钛管毛坯尺寸为 Ф12mm×2mm× 70mm (直径×壁厚×长度)。 轧辊辊形由入口锥、均整段和出口锥组成, 入口锥和出口锥处存在入口锥成形 角 β1 和出口锥成形角 β2 , 轧辊辊形如图 1b所示。 3 个轧辊围绕轧制中心线按 120°均匀分布,轧辊 轴与轧制中心线之间存在送进角 α。 芯棒在变 形区内固定不变, 对管坯内壁起约束作用。 为了与 实际 挤轧成形过程中轧辊和推杆运动情况相一致,分别设定了轧辊公转速度和推杆速度, 轧辊绕轧制 中心线公转 , 推杆推动管坯前进。 管坯被推杆送进 变形区后, 由于轧辊与管坯接触过程的摩檫力作用,轧辊做自转运 动, 轧辊每绕轧制线转动一次, 管坯 在前进过程中被加工一次。
在挤轧成形过程中, 管坯发生塑性变形, 定义为可变形实体, 选用C3D8RT三维热力耦合分析单元, 并采用任意拉格朗日欧拉 (Arbitrary Lagrangian Eulerian, ALE) 自适应网格进行网格划分, 防止管坯 在变形过程中发生网格畸变影响模拟计算。 轧辊、芯棒和推杆在成形过程中几乎不发生变形, 因此 定义为 刚体, 划分刚体单元R3D4。 为了保证钛管挤轧成形有限元模型的准确 性, 管坯划分为43200个单元 , 轧辊划分为11408 个单元, 芯棒 划分为 6611个单元, 推杆划分为 1224 个单元。
1.2 工艺参数设定
在钛管挤轧成形过程中,TA2钛管的材料本构方程和热物理性能参数见文献 [15] 和文献 [16]。在钛 管挤轧成形过程中, 表面的相互作用类型选用罚接触, 管坯与轧辊、 芯棒以及环境发生热传递。 TA2钛管 挤轧成形的工艺参数如表1所示。
2、仿真结果和分析
2.1 管坯变形过程分析
对TA2钛管挤轧成形有限元模拟结果进行塑 性应变分析, 研究管坯的同一轴向截面在挤轧变 形区内 不同阶段的径向应变、 圆周应变以及轴向 应变的变化情况, 从而探究钛管在挤轧工艺中的变形过程。
图 2 为管坯不同阶段的径向应变变化情况。 由 图 2a 可知, 入口阶段的管坯进入挤轧变形区, 管坯 在径向方向上受压缩, 在 3 个轧辊作用下, 管坯的径向应变呈明显三角分布, 最大的径向应变出现在轧 辊与管坯接触部分。 由图 2b 可知, 管坯进入轧辊 均整段, 径向应变随着挤轧过程的进行逐步增大并由 管坯外表面向管坯内表面渗透, 径向应变变化趋于稳定, 径向应变由外向内呈阶梯分布。 由图2c可知, 管坯脱离轧辊完成挤轧, 管坯径向变形整体为 压缩变形, 径向变形量由外壁向内壁逐渐减小。
图 3 为管坯不同阶段的圆周应变变化情况。 由 图 3a 可知, 管坯进入挤轧变形区, 圆周应变呈明显 三角分布, 最大圆周应变出现在外表面, 圆周应变 基本为正值。 由图 3b 可知, 管坯在轧辊均整段作用 下均整壁厚, 随着管坯在挤轧变形区内变形, 圆周 应变的三角分布效应逐渐减小, 圆周应变变化趋于 稳定 , 圆周应变基本由外向内呈阶梯分布。 由图 3c可知, 管坯脱离轧辊完成挤轧, 管坯圆周变形整体 为拉伸 变形, 圆周变形量由管坯的外壁向内壁逐渐 减小。
图 4 为管坯不同阶段的轴向应变变化情况。 由图4a可知, 管坯进入挤轧变形区, 轴向应变基本为 正值, 表明管坯截面受径向压缩的影响在轴向上呈 现拉应力状态, 管坯伸长。 由图 b可知, 管坯在轧 辊均整段作用下均整壁厚, 轴向应变变化趋于稳定。
由图 4c 可知, 管坯脱离轧辊完成挤轧, 管坯轴向变形整体为拉伸变形且呈三角形分布。
2.2 送进角对管坯尺寸精度的影响
为了研究管坯的尺寸精度, 对挤轧成形有限元 模型的管坯节点进行预处理, 如图 5 所示。 径向截 面 定义示意图如图 5a 所示, 在网格中将需要进行 对比研究的节点定义为内部集合, 内部集合依次 分为挤轧 初始变形区、 挤轧稳定变形区和未挤轧 成形区, 在稳定挤轧变形区依次定义 125 个间隔 相等的截面。 第 i 截面的周向节点示意图如图 5b 所 示, 在管坯截面外表面和内表面各选取 20 个节点,分别定义为节 点集合 tw i 和 tn i。 编号 1~20 为管坯外 表面半径测量点, 点到轧制线距离为管坯轴向某一截面外表 面半径值; 同理, 编号 21 ~ 40 为内表面半 径测量点, 点到轧制线距离为管坯轴向某一截面内 表面半径 值。
由此得到的管坯外表面平均半径计算公式, 如 式 (1) 所示。
式中: Rij 为管坯第 i 个截面第 j 节点外表面半径,i = 1, 2, 3……125; j = 1, 2, 3……20。
同理得到管坯内表面平均半径计算公式, 如式(2) 所示。
式中: rij 为管坯第 i 个截面第 j 节点内表面半径。
管筒形工件成形质量主要通过内外表面半径、壁厚、 壁厚偏差、 椭圆度及扩径量进行评价, 管坯壁 厚偏差为壁厚最大值减去壁厚最小值, 是对管坯 壁厚均匀性的反映; 椭圆度为管坯外表面半径最大值减去 半径最小值, 是对管坯外表面成形质量的反 映; 扩径量为管坯内表面半径平均值与工件内表面理论半径 之差,是对管坯内表面成形质量的反映[17-18]。
在管坯挤轧成形过程中, 送进角对管坯表面质 量有着重要影响, 送进角选取不当, 会对管坯成形 表面 造成不同形式损伤。 在分析送进角 α 对管坯成 形质量影响时, 轧辊公转速度 W = 200r·min-1, 管 坯 前进速度 V = 4mm·s-1, 对不同水平送进角 α (0°、 1°、 2°、 3°、 4°、 5°、 6° 、 7°、 8°和 9°) 进行 模拟仿真。
不同送进角下管坯尺寸精度变化情况如图 6 所 示。 由图 6a 和图 6b 可知, 管坯外表面半径与内表 面半径随送进角增大呈现先减小后增大趋势, 送进 角为 6°时的管坯外表面半径最小, 送进角为 4°时的 管坯内表面半径最小, 内外表面半径基本大于理想 值。 由图 6c 可知, 管坯壁厚随送进角增大呈现先增 大后减小再增大趋势, 当送进角为 6° 时, 壁厚最 小, 壁厚均小于理想值。 由图 6d 可知, 管坯壁厚偏 差随送进角增大呈现先减小后增大再减小趋势, 管 坯椭圆度与扩径量随送进角增大呈现先减小后增大 趋势 , 当送进角为 4°时, 管坯的壁厚偏差、 椭圆度 和扩径量达到最小值。 这是因为送进角直接影响轧 辊与 管坯接触区的相对速度矢量和接触面积, 从而 影响管坯在挤轧过程中的金属流动。 送进角过大会 造成管 坯金属材料过度变形, 降低挤轧过程稳定性,降低管坯尺寸精度; 送进角过小会使轧辊与管坯变形区接触长 度过大, 阻碍管坯变形区金属轴向流动。
采用合适的送进角才可以使得管坯变形金属流动均 匀, 管坯内外表面半径趋于理想值, 管坯壁厚偏差 、椭圆度和扩径量减小。
2.3 轧辊公转速度对管坯尺寸精度的影响
不同轧辊公转速度对挤轧成形管坯表面质量有 着不同影响, 合适的转速可以改善管坯表面质量。
分析轧辊公转速度 W 对管坯成形影响时, 选取送进 角 α= 5°, 管坯前进速度 V = 4mm·s- 1, 对不同轧 辊公转速度 W ( 100、 150、 200、 250、 300、 350、 400 和 450r·min-1) 进行 模拟仿真。
不同轧辊公转速度下管坯尺寸精度变化如图 7所示。 由图 7a 可知, 管坯外表面半径随轧辊公转速 度 增大而减小, 最小值为 5.435mm。 由图 7b 可知,管坯内表面半径随轧辊公转速度增大先减小后增大,当轧 辊公转速度为 150r·min-1 时, 管坯内表面半 径最小为 4.035mm, 内表面半径基本大于理想 值。
由图 7c 可知, 管坯壁厚随轧辊公转速度增大而减 小, 最小值为 1.28mm, 管坯壁厚基本小于理想值 。
由图 7d 可知, 管坯壁厚偏差、 扩径量和椭圆度整体 上随轧辊公转速度增大逐渐增大。 这是因为轧 辊公 转速度直接影响轧辊与管坯接触区的相对速度矢量,进而影响挤轧过程中材料流动。 合适的轧辊公转 速 度会使管坯表面成形质量得到提高, 有效限制管坯 周向流动, 减小扩径现象。 但轧辊公转速度过大时, 轧辊和管坯接触区的相对速度矢量过大使得材料塑 性变形能力降低, 管坯变形不稳定, 尺寸精度降低。
2.4 管坯前进速度对管坯尺寸精度的影响
管坯前进速度不仅直接影响挤轧生产加工效率,而且与管坯尺寸精度、 表面光洁度有密切关系。 分析 管坯前进速度 V 对管坯挤轧成形影响时, 选取送进角α= 5°, 轧辊公转速度 W = 200r·min-1, 对不同管 坯 前进速度 V (1、 2、 3、 4、 5、 6、 7、 8 和 9mm·s-1)进行模拟仿真。
不同管坯前进速度下管坯尺寸精度变化如图 8所示。 由图 8a 和图 8b 可知, 管坯前进速度增大使 得 管坯外表面半径和内表面半径先减小后增大, 管 坯外表面半径和内表面半径最小值分别在管坯前进 速度为 3 和 4mm·s-1 时。 由图 8c 可知, 随着管坯 前进速度增大, 管坯壁厚先增大后减小, 当管 坯前 进速度为 5mm·s-1 时, 管坯壁厚最大。 由图 8d 可 知, 当管坯前进速度大于 3mm·s-1 时, 管坯壁厚 偏差和椭圆度变化趋于平稳, 管坯扩径量先减小后 增大。 管坯前进 速度过小不仅会使挤轧生产效率低,而且会导致管坯在单位时间内受到轧辊更多轧制,管坯成形质量变差。 管坯前进速度过大会使管坯在 轧辊均整段不能得到充分挤轧均整壁厚, 管坯壁厚 不均匀, 扩径量增大。
2.5 挤轧成形工艺优化
TA2钛管挤轧完成后的管坯外表面半径、 内表面 半径和壁厚的目标值分别为 5.5、 4 和 1.5mm。 根据 本文 2.2 节~2.4 节单个工艺因素对TA2钛管挤轧成 形影响分析, 选用合适的工艺参数进行正交 试验, 得 出最优工艺, 正交模拟试验参数如表 2 所示。
第 9 组正交模拟试验管坯挤轧发生严重扭转变 形, 对剩下 15 组模拟结果进行管坯表面尺寸精度分 析, 得到管坯稳态挤轧区内的管坯尺寸质量如图 9所示。
通过对图 9 分析可得, 第 4 组模拟结果与目标值 最为接近, 外表面半径相对误差为 0.61%, 内表面 半 径相对误差为 1.20%, 壁厚相对误差为 0.96%, 而且 椭圆度为 0.0585mm, 扩径量为 0.0478mm。
因此, 通过正交试验优化得到挤轧成形的工艺 参数分别为轧辊公转速度 W = 150r·min- 1, 管坯前 进速度 V = 5mm·s-1, 轧辊送进角 α= 6°。
3、试验验证
采用上文优化得到的工艺参数在挤轧成形设备 上进行挤轧成形试验, 对挤轧成功后的TA2钛管进 行 尺寸精度测试和分析, 验证有限元模型的准确性 和钛管挤轧成形的可行性。 本试验采用宝鸡泰诺达金属材 料有限公司拉拔退火生产的TA2钛管, 管坯 规格 ( 直 径 × 壁 厚 × 长 度) 为 Ф12mm × 2mm × 70mm。TA2钛管挤轧成形有限元模拟中管坯初始 温度设为 850℃ , 但实际挤轧过程中需要耗费一定 时间 把管坯从加热炉搬运到挤轧成形设备上, 导致 管坯挤轧初始温度有所下降, 所以将管坯加热炉以 50℃·min-1 加热到 870℃ 后保温 40min。TA2钛管挤轧试验在自主研发设计的挤轧成形设备上完成,管 坯加热完成后送入挤轧成形设备导向筒, 液压推 杆推动管坯与轧辊和芯棒接触进行挤轧成形。 截取 管坯 稳定挤轧段如图 10 所示, 在高温下TA2钛管与空气接触发生氧化反应, 在管坯表面形成白色氧 化物, 挤 轧后的管坯表面质量良好, 壁厚均匀。
分别测量成品管稳定挤轧段头部、 中部和尾部尺 寸, 如表 3 所示。 由表 3 可知, 挤轧得到的TA2 钛管 外径偏差为 0.12mm, 内径偏差为 0.06mm, 壁厚 偏差为 0.05mm, 满足标准 GB / T3624—2010 [19] 中 相应尺寸允许偏差, 证明了所建立的TA2钛管挤轧 成形有限元仿真模型的准确性。 为分析挤轧 成形后 管坯壁厚的均匀性, 测量挤轧成形后管坯环向一 周和同一母线处的壁厚, 如图11所示。 由图11可 知, 管坯环向一周壁厚的最大差值为 0.8mm, 管坯 同一母线处壁厚的最大差值为 0.06mm, 证明了挤 轧 成形后管坯壁厚的均匀性。
4、结论
(1) 在挤轧变形开始阶段, 管坯的径向应变、周向应变以及轴向应变呈明显三角分布。 随着挤 轧变形 进行, 径向应变、 圆周应变以及轴向应变 逐步增大并由管坯外表面向管坯内表面渗透, 径 向应变和圆周 应变的三角分布效应逐渐减小, 管 坯在轧辊均整段的径向应变和圆周应变由外向内 呈阶梯分布。 (2) 送 进角有利于管坯挤轧过程的金属流动,但送进角过大会造成管坯金属材料过度变形, 降低 管坯的表面质量。 当轧辊公转速度过大时, 轧辊和 管坯接触区的相对速度矢量过大使得材料塑性变形 能力降低, 尺寸精度降 低。 管坯前进速度过小会导 致管坯在单位时间内受到轧辊更多轧制, 管坯成形 质量变差, 管坯前进速度 过大会使管坯壁厚不均匀 和扩径量增大。 (3) 对TA2钛管挤轧成形的正交模拟试验结果进行管坯尺寸精 度分析, 优化得到一组工艺参数W= 150r·min-1, V = 5mm·s-1, α = 6°。 通 过优化 的工艺参数进行挤轧试验, 挤轧得到的TA2钛管外 径偏差为 0.12mm, 内径偏差为 0.06mm, 壁 厚偏 差为 0.05mm, 管坯表面质量良好。
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