發布日期：2025-11-14 9:34:06
引言
TC4鈦合金因具有比強度高、耐高溫、耐腐蝕以及密度低等優點,成為航空發動機機匣、葉片等關鍵構件的理想材料。環件軋制是一種生產高性能無縫環類零件的先進加工工藝,適合用于制造截面形狀復雜的異形機匣環件[1]。然而,由于TC4鈦合金還存在變形抗力大、熱加工窗口窄等問題,導致在軋制過程中極易出現表面開裂現象,嚴重影響產品性能,甚至直接報廢。因此,研究TC4鈦合金在環軋過程中的開裂現象,并通過工藝優化來提高其成形質量,具有重要的理論意義和工程價值。
目前,對于TC4鈦合金環類零件的研究更多集中于截面形狀成形方面。郭良剛等[2]研究了影響TC4鈦合金薄壁帶筋錐形環型槽充填行為的關鍵影響因素,通過有限元模擬揭示了每轉進給量和軋輥半徑對型槽充填質量的影響規律;葉寧等[3]以TC4鈦合金斜I型截面環件為研究對象,分析了開式與閉式兩種軋制型腔對環件成形效果的影響,發現選擇閉式軋制可以有效提高TC4鈦合金異型環的截面填充效果,提高成形精度;伍世天等[4]通過MARC模擬與試驗驗證,揭示了成形氣壓加載速度對多曲率截面TC4鈦合金超塑性脹形質量的影響機制,發現慢速加載能顯著提升零件壁厚均勻性并維持等軸晶粒結構;而針對成形過程中表面開裂現象的研究還較為少見。在TC4鈦合金高溫下的開裂損傷行為方面,許多學者進行了深入研究。張博等[5]基于NCL準則提出了考慮溫度和應變速率的TC4鈦合金高溫損傷模型,并測定了溫度800~1000℃及應變速率0.01~5s-1條件下的臨界損傷值;LIURG等[6]采用等溫單軸拉伸試驗研究了TC4粉末冶金鈦合金的損傷斷裂行為,并通過反向標定法獲得GTN損傷參數,得到的GTN損傷模型計算結果與實驗結果較為吻合;FENGR等[7]研究了不同應力狀態下TC4鈦合金的流變行為、微觀組織演化和斷裂機制,發現溫度對斷裂伸長率的影響比應變率更為顯著,而高溫和低應變率會增加動態再結晶(DynamicRecrystallization,DRX)的體積分數和軟化效應,從而抑制裂紋的萌生和生長。上述對TC4鈦合金開裂損傷的研究主要基于高溫拉伸實驗,在固定溫度和應變速率條件下分析其損傷行為,然而實際生產時通常存在溫度分布不均、應變速率波動等情況,損傷模型只能為工藝優化指明方向,難以提供精確指導。
基于以上分析,本文以某TC4鈦合金雙溝槽截面機匣環件為研究對象,針對在試軋過程中發現的外臺階表面開裂情況,首先從環件的溫度、應力和變形狀態3個方面入手,分析其開裂原因;之后從控溫角度出發,分析了初軋溫度和芯輥進給速度對開裂的影響,發現僅通過調整工藝參數無法完全消除開裂隱患,于是進一步提出多火次成形的工藝優化方法,通過控制每火次的變形量和溫降來抑制裂紋的產生;之后結合有限元模擬,確定了具體的工藝參數和軋制方案;最后再次開展軋制實驗,驗證了工藝優化方法的可行性。
1、鈦合金機匣環件軋制成形方案及開裂現象
本文研究的TC4鈦合金雙溝槽截面機匣環件結構尺寸如圖1所示。鍛件外表面有兩個凹槽,上凹槽高度為64mm、下凹槽高度為45mm、深度均為30mm,環件最小壁厚為22mm。
分析其形狀特點可知,該環件兩凹槽形狀不對稱、壁厚相比于外徑尺寸較小,屬于薄壁復雜異形環件,為了減少材料的切削浪費、保留外表面金屬流線以提高使用性能,考慮采用近凈軋制的方法成形。由于該環件有3處臺階,且壁厚較小,為了保證獲得所需的截面形狀,變形量設計不能過小,選擇軋制比為2.5,然后根據體積不變原則,計算得到矩形截面環坯尺寸如圖2所示。
初步確定軋制方案后,開展第1次軋制實驗,最終得到的環件如圖3所示。該TC4鈦合金異形環整體成形效果較好,各臺階均充填完全,然而冷卻后發現環件外臺階表面出現明顯裂紋。
2、鈦合金機匣環件軋制成形開裂分析
2.1 有限元建模
為了更好地分析環件外臺階表面開裂的原因,結合第1次軋制實驗的工藝參數,采用ABAQUS/Explicit程序建立了該TC4鈦合金異形環件軋制過程的三維有限元模型。關鍵建模方法如下:
(1)各軋輥尺寸、芯輥進給速度、驅動輥轉速等參數均與第1次軋制實驗一致;軋輥與環件之間的接觸采用庫侖摩擦類型,摩擦因數為0.3;導輥的隨動和錐輥的后退運動由VUAMP子程序控制,確保軋制過程的穩定性。
(2)有限元模型中環件材料為Ti-6Al-4V,初軋溫度為950℃,相關材料參數參照文獻[8]。
(3)所有軋輥均設置為剛體,環坯設置為可變形體,并采用C3D8RT八節點熱耦合六面體單元劃分環坯網格;使用自適應網格技術和沙漏控制技術提高環坯網格質量和模型計算效率,并通過質量縮放技術提高計算速度,縮放因子取400;仿真算法采用動態顯式步長,以避免隱式算法在求解這類非線性大變形問題時會出現的計算不收斂問題。
建立的三維熱力耦合有限元模型如圖4所示,關鍵參數如表1所示。
表 1 軋制關鍵參數
Tab.1 Key rolling parameters
| Parameters | Value |
| Main roll diameter Dd/mm | Φ1060 |
| Mandrel diameter Dm/mm | Φ180 |
| Main roll angular velocity ω/(rad·s⁻¹) | 1.32 |
| Mandrel feed speed v/(mm·s⁻¹) | 0.8 |
| Coulomb friction factor | 0.3 |
| Convection coefficient/(W·m⁻²·℃⁻¹) | 20 |
| Thermal emissivity/(W·m⁻⁴·℃⁻¹) | 0.6 |
| Contact heat conductivity/(W·m⁻¹·℃⁻¹) | 4000 |
| Initial temperature of ring blank/℃ | 950 |
| Roll temperature/℃ | 80 |
| Ambient temperature/℃ | 20 |
提取模擬的環臺階外徑變化曲線,并與第1次軋制實驗的數據做對比,對比情況如圖5所示。兩者的臺階外徑變化趨勢基本一致,前65s主要進行臺階填充,金屬流動以徑向和軸向為主,外徑增長較慢;截面形狀成形后,金屬流動以周向為主,環件外徑迅速增大。軋制結束后實驗值為Φ1475.05mm、模擬值為Φ1452.26mm,相對誤差1.55%,說明建立的TC4鈦合金異形環件軋制有限元模型能比較精確地模擬實際軋制工況。
2.2 開裂原因分析
環件軋制過程中,在外部載荷、溫度等因素的影響下,材料內部的微孔洞、微裂紋逐漸長大并相互連接,最終形成宏觀裂紋。接下來將結合有限元模擬結果,從宏觀上簡要分析該TC4鈦合金環件開裂的原因,為后續工藝優化提供指導。
2.2.1 溫度狀態分析
軋制結束后環件的溫度云圖及外表面5個特征點(P1~P5)溫度隨軋制時間的變化曲線如圖6所示,可以看到溫度從心部到內外表面逐漸降低,外表面上,凹槽處的溫度最高,約為855℃;中間臺階處溫度在800~810℃;上臺階溫度約為760℃;下臺階溫度最低,僅730℃。這是因為在軋制過程中環件上下端面與空氣和底部托板接觸面積較大,有大量熱量通過傳遞和對流換熱的方式散失;而凹槽處始終與驅動輥接觸,摩擦和變形都會產生熱量,因此溫度下降不多。TC4是一種典型的(α+β)雙相鈦合金,而鈦α相向β相的同素異構轉變溫度為882℃,因此該環件的力學性能表現與軋制過程中的溫度變化情況密切相關。該環件的初軋溫度為950℃,處于兩相區的較高溫度范圍,此時組織中β相含量較高,由于β相為體心立方結構,具有較高的堆積能和豐富的滑移系,同時較高的溫度也促進了位錯運動及晶界的滑移和擴散蠕變能力、增強了合金的軟化作用,因此這個溫度下TC4鈦合金具有良好的塑性。隨著溫度的下降,β相含量減少,α相含量增加,塑性性能降低。軋制結束后上下臺階外表面溫度僅有750℃左右,合金組織以密排六方結構的α相為主,變形抗力較大,因此在大的變形量下容易發生開裂。
2.2.2 應力狀態分析
圖7是臺階填充階段某時刻環件外表面周向正應力隨高度的變化曲線,正值表示拉應力,負值表示壓應力。可以看到,3個臺階外表面均受到拉應力作用,其中上下兩個臺階的應力值較大,而凹槽處以壓應力作用為主。這是由于在軋輥的連續擠壓作用下,環件金屬一方面沿徑向和軸向流動形成臺階,一方面沿周向流動擴徑,臺階在長大過程中不受到驅動輥的擠壓,作為金屬流入的一方,在拉伸力的影響下成形臺階并擴大外徑。而凹槽處一直受到驅動輥和芯輥的擠壓,同時金屬向兩端臺階流動時存在一定阻力,這種阻力反過來影響凹槽處的金屬,因此總體表現為壓應力。從應力狀態分布來看,臺階外表面的周向拉應力是產生裂紋的直接原因,在這一“撕裂”作用下,宏觀裂紋首先在應力較大處出現,隨后沿縱向擴展,這與圖3b所示的裂紋形貌一致;而凹槽主要受到壓應力作用,相對比較安全,不容易發生開裂。
2.2.3 變形狀態分析
在塑性變形中,裂紋的出現通常被認為是材料的損傷逐漸累積造成的結果,損傷情況可以通過塑性應變的累積值體現,同時受加工條件,如溫度、應變速率等影響,當超過某一臨界應變值時便出現宏觀裂紋,即變形量越大,越容易發生開裂。表2是環件臺階和凹槽部分的壁厚變形量,圖8所示是軋制結束后環件徑向孔型的等效應變云圖,提取外表面P1~P5特征點的等效應變隨軋制時間的變化曲線,如圖9所示。可以發現,凹槽處的塑性應變明顯大于臺階處,因為凹槽處始終與驅動輥和芯輥接觸,其變形量等于芯輥的進給量,而臺階處在未完全成形前不受到驅動輥的作用,處于自由生長階段,變形量遠小于凹槽處。然而,雖然凹槽處變形量較大,但在壓應力作用下并未超過開裂的臨界應變值;而臺階處受到拉應力作用,有利于裂紋的萌生,因此較小的變形量下就出現了裂紋,這說明變形量對損傷開裂的作用效果還受到應力狀態的影響。
表 2 壁厚變形量
Tab.2 Wall thickness deformation
| Part | Absolute value/mm | Relative value/% |
| Step | 44.5 | 45.9 |
| Groove | 74.5 | 76.8 |
2.2.4 開裂綜合原因分析
綜上所述,軋制結束后環件外表面臺階處開裂是多方面影響的結果。溫度下降和變形量過大是導致開裂的主要原因,但變形量對開裂的作用效果還受到應力狀態的影響,即周向拉應力促進了裂紋的產生,壓應力則抑制了裂紋的產生。
3、鈦合金機匣環件軋制成形工藝優化
從上述分析可知,影響開裂的主要因素為溫度、變形量和應力狀態,而軋制過程中,應力較難調控,因為環件需在軋制時被鍛透,必須保證軋制力達到要求;變形量過小則難以保證異形環件復雜截面形狀的成形。因此本文主要從控溫角度入手,即減少環件在軋制時的散熱,使其溫度始終保持在熱加工窗口內,實際工藝中最直觀的方法是采取軋輥預熱、使用保溫涂層等一系列保溫手段。保溫涂層本質是減少了環件與空氣的對流換熱,測量有無保溫涂層兩種情況下環件冷卻同一段時間的溫度變化差異,得到有保溫涂層時的等效熱對流系數為17.8W·(m2·℃)-1,將等效熱對流系數代入后續的模擬中。
要實現控溫,首先要確定目標溫度范圍。由于該TC4鈦合金環件軋制工藝應變速率較低,參考[9]~文獻[11],應變速率在0.01~0.1s-1時TC4鈦合金的適宜熱加工范圍一般在800~1000℃,為保證不發生開裂,規定軋制結束后外臺階最低溫度不小于800℃。
3.1 工藝參數優化分析
調控工藝參數能直接改變環件軋制過程的溫度分布和變形狀態,接下來主要探究初始軋制溫度與芯輥進給速度對環件溫度場和應力場的影響,以求通過優化工藝參數改善外臺階開裂情況。分別選擇950、975與1000℃這3個初軋溫度Tinitial和0.8、1.0與1.2mm·s-1這3個芯輥進給速度進行模擬。圖10所示是不同初軋溫度下外臺階最低溫點溫度變化情況,曲線變化趨勢基本一致,但隨著軋制的進行溫差逐漸減小,開始軋制時溫差為25℃,而軋制結束時溫差為12℃左右,這是因為高溫在單位時間內下降的幅度比低溫大,軋制時間越久,終鍛溫度差別越小。初軋溫度為1000℃時終鍛溫度仍只有780℃,而繼續增高初軋溫度會產生其他負面影響,如微觀組織全部轉變為β相而導致晶粒異常粗大等,因此對于該TC4鈦合金外溝槽機匣環件,通過提高初軋溫度來抑制開裂的效果有限。
圖11所示是3個初軋溫度下某時刻環件外表面周向正應力隨高度變化曲線,隨著溫度升高,金屬流動性增強,變形抗力減小,但周向應力值減小幅度不大,這是因為臺階填充階段金屬以徑軸向流動為主,只有少部分沿周向流動使環外徑緩慢增長,因此提高初軋溫度對周向拉應力引起的開裂影響不顯著。圖12和圖13所示分別是不同芯輥進給速度vd下環件外臺階最低溫點溫度變化曲線和外表面周向正應力隨高度變化曲線,從圖12可知,芯輥進給越快,軋制時間越短,熱量流失的也就越少,且增大變形速率能增加變形產熱,進一步減緩溫度下降;然而另一方面,提高芯輥進給速度將增加環件的變形速率和臺階處的拉應力值,這會導致開裂的臨界應變減小,反而增大開裂的風險。此外芯輥進給速度過大還會加劇環件振動,可能導致軋制失穩,因此實際工藝中通常不采用增大芯輥進給速度的方法優化開裂問題。
3.2 工藝流程優化分析
由以上模擬結果發現,僅通過優化工藝參數難以完全消除環件外表面開裂的隱患,因此進一步考慮采用多火次成形的工藝方法,火次間重新加熱。這種工藝方法有3個優點:首先能通過靈活調整軋制時間保證溫度始終在要求范圍內,同時還能減小每火次軋制變形量,有效預防開裂;其次火次間重新加熱可消除加工硬化和殘余應力,恢復材料的延展性,降低變形抗力,允許更大累積變形量;最后在合理控制回爐加熱的溫度與時間的前提下,多火次成形能提供更高的熱激活能,促進再結晶,使晶粒更加細勻化。而從高效節能的角度考慮,軋制火次越少越好,所以每火次的目標同樣為軋制結束后外臺階最低溫度不小于800℃。
由圖10可知,在初軋溫度為950℃、芯輥進給速度為0.8mm·s-1的條件下,當軋制時間大于75s時,最低溫度將低于800℃,因此將第1火次的軋制時間設定為70s,軋制結束后,將第1火次的模擬結果繼承到新的模型中,環件溫度重新設定為950℃,進行第2火次的模擬,第2火次軋至外徑達到目標尺寸。提取兩火次的外臺階最低溫點溫度變化曲線如圖14所示,第1火次結束后為803℃、第2火次結束后為827℃,均達到溫度要求。從模擬結果看,第2火次結束后最低溫度高于800℃,不需要再設計第3火次加工,兩火次成形已經能滿足溫度要求。
而從圖5可以看出,按照原有芯輥進給參數,到70s時環件外徑僅為Φ900mm,這將導致第2火次的變形量過大,增加開裂風險。為了平衡兩個火次的軋制變形量,適當增大第1火次的芯輥進給速度,使得軋制結束時環件外徑達到Φ1100mm,基于此設計的芯輥進給速度曲線如圖15所示。第2火次工藝參數不變,最終得到兩火次模擬的溫度分布云圖如圖16所示,可以看到兩火次成形能有效提高外表面終鍛溫度。
基于上述模擬分析,將工藝方案修改為兩火次軋制,第1火次主要成形臺階,將圖5所示矩形截面環坯軋制成如圖17所示的異形預軋坯,然后對環件重新加熱保溫,進行第2火次軋制,該火次環件主要進行擴徑,外徑達到目標值后停止。具體參數如表3所示。
表 3 兩火次成形工藝參數
Tab.3 Process parameters of two-pass forming
| Parameters | The first pass | The second pass |
| Rolling time/s | 70 | 60 |
| Mandrel feed speed v/(mm·s⁻¹) | 1.0 | 0.8 |
| Initial temperature of ring/℃ | 950 | 950 |
3.3 工藝優化軋制試驗
按照新的工藝方案進行兩火次軋制實驗,最終得到TC4鈦合金機匣環件如圖18所示。可以看出環件成形效果比較好,臺階外表面基本不再出現裂紋,證明兩火次成形的方案能滿足工藝要求,達到抑制開裂的目的。
4、結論
(1)針對TC4鈦合金雙溝槽截面機匣環件軋制成形時外臺階表面容易開裂的缺陷,從環件的溫度狀態、應力狀態和變形狀態3個方面進行分析,發現溫降和變形量過大是導致開裂的主要原因,但變形量對開裂的作用效果還受到應力狀態的影響。
(2)從控溫的角度出發,首先分析了初軋溫度和芯輥進給速度對損傷開裂的影響,結合有限元模擬發現僅通過優化工藝參數難以完全消除開裂隱患,之后以每火次外表面終鍛溫度高于800℃為優化目標,提出多火次成形的工藝優化方法。
(3)通過軋制實驗證明了兩火次成形能抑制環件外表面裂紋的產生,提高TC4鈦合金機匣環件的產品質量。
參考文獻:
[1]華林, 黃興高, 朱春東. 環件軋制理論和技術 [M]. 北京:機械工業出版社, 2001.
[2]郭良剛, 楊合, 邸偉佳, 等. TC4 鈦合金薄壁帶筋錐形環輾 軋充填規律 [J]. 航空學報, 2015, 36 (8): 2798-2806.
GUO Liangang, YANG He, DI Weijia, et al. Filling rules in thinwalled and ribbed conical ring rolling for TC4 titanium alloy [J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica, 2015, 36 ( 8): 2798 - 2806.
[3]葉寧, 王龍祥, 王建國, 等. TC4 合金斜Ⅰ型截面環件軋制 工藝研究 [J]. 精密成形工程, 2024, 16 (6): 77-83.
YE Ning, WANG Longxiang, WANG Jianguo, et al. Rolling process of TC4 alloy oblique I-shaped section rings. [J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2024, 16 (6): 77-83.
[4]伍世天, 徐雪峰, 范玉斌, 等. 多曲率截面 TC4 鈦合金超塑 性脹形工藝 [J]. 塑性工程學報, 2023, 30 (2): 41-47.
WU Shitian, XU Xuefeng, FAN Yubin, et al. Superplastic bulging process of TC4 titanium alloy with multi-curvatures section[J]. Journal of Plasticity Engineering, 2023, 30 (2): 41-47.
[5]張博, 陳學文, 白榮忍, 等. Ti6Al4V 鈦合金高溫損傷模型 及損傷機理 [ J]. 材料熱處理學報, 2022, 43 ( 9): 186 - 192.
ZHANG Bo, CHEN Xuewen, BAI Rongren, et al. Damage model and damage mechanism of Ti6Al4V titanium alloy at high temperature. [J]. Transactions of Materials and Heat Treatment, 2022, 43 (9): 186-192.
[6] LIU R G, WANG B Y, HU S S. Damage behaviour and GTN parameter analysis of TC4 powder metallurgy titanium alloy during hot deformation [J]. Archives of Civil and Mechanical Engineering, 2023, 23 (3). DOI: 10. 1007 / s43452-023-00708-5.
[7] FENG R, CHEN M H, XIE L S. Unified thermomechanical model of Ti-6Al-4V titanium alloy considering microstructure evolution and damage fracture under different stress state [J]. International Journal of Material Forming, 2023, 17 ( 1). DOI: 10. 1007 / s12289-023-01799-4.
[8] 郭良剛, 陳建華, 楊合, 等. TC4 鈦合金錐形環熱輾軋應變 及溫度場對軋輥尺寸的響應規律 [ J]. 航空學報, 2013, 34 (6): 1463-1473.
GUO Lianggang, CHEN Jianhua, YANG He, et al. Response rules of strain and temperature fields to roll sizes during hot rolling process of TC4 titanium alloy conical ring [ J]. Acta Aeronautica Sinica, 2013, 34 (6): 1463-1473.
[9]黃沖. TC4 鈦合金熱變形性質研究和型材軋制工藝仿真模擬[D]. 沈陽: 東北大學, 2019.
HUANG Chong. Study on the hot deformation behavior of TC4 Ti- tanium alloy and simulation of profile rolling process [D]. Shenyang: Northeastern University, 2019.
[10] 易宗鑫, 李小強, 潘存良, 等. 等軸細晶 TC4 鈦合金應變補 償本構關系及熱加工圖的研究 [ J]. 材料導報, 2021, 35 (18): 18146-18152.
YI Zongxin, LI Xiaoqiang, PAN Cunliang, et al. Study on strain compensated constitutive relation and hot processing map of equiaxed fine-grained TC4 titanium alloy [ J ]. Materials Review, 2021, 35 (18): 18146-18152.
[11] 肖寒, 丁平, 張宏宇, 等. TC4 鈦合金 EB 爐扁錠高溫壓縮 變形行 為 和 熱 加 工 圖 [ J]. 材 料 熱 處 理 學 報, 2021, 42 (4): 175-182.
XIAO Han, DING Ping, ZHANG Hongyu, et al. High-temperature compression deformation behavior and hot processing map of TC4 titanium alloy EB furnace flat ingot [J]. Transactions of Materials and Heat Treatment, 2021, 42 (4): 175-182.
（注，原文標題：TC4鈦合金雙溝槽截面機匣環件軋制成形開裂分析與工藝優化）
tag標簽:TC4鈦合金,航空發動機構件,TC4異形環件軋制