純鈦高溫變形行為及其在精軋板中的應用

李軍，于輝，史慶南，劉利剛，任萬波

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純鈦高溫變形行為及其在精軋板中的應用

李軍1, 2，于輝3，史慶南1，劉利剛3，任萬波2

(1. 昆明理工大學材料科學與工程學院，云南昆明，650093；2. 攀鋼集團研究院有限公司釩鈦資源綜合利用國家重點實驗室，四川攀枝花，617000；3. 燕山大學國家冷軋板帶裝備及工藝工程技術研究中心，河北秦皇島，066004)

在溫度為700~800 ℃、應變速率為1~20 s?1、變形程度為60%的變形條件下，對純鈦TA1的高溫熱變形行為進行熱模擬試驗研究。以真應力?真應變熱模擬試驗數據為基礎分別建立真應變為0.3和0.6時的熱加工圖，以確定較佳的熱軋溫度區域；基于J?C模型建立變形抗力模型并進行驗證。研究結果表明：純鈦TA1的流變應力隨變形溫度升高而降低，隨應變速率升高而升高，變形機制受溫度和應變速率的影響較大；當溫度為700 ℃、應變速率為1 s?1時，主要以動態回復為主，隨著溫度和應變速率的增加，動態再結晶程度不斷增加；當溫度為800 ℃、應變速率為20 s?1時，再結晶比較充分，組織均勻性良好。利用該變形抗力模型并有效控制軋制溫度區間，能夠達到較好的軋制效果，軋后鈦板性能滿足國標要求。

純鈦；熱變形；變形抗力；熱加工圖；熱軋

純鈦因具有密度小、比強度高、韌性好、耐腐蝕性強、耐高溫等優異性能，已成為航空航天、海洋工程、化工及核工業的新型輕量化結構材料[1?4]。工業純鈦板具有性能優異，易生產、熔焊和釬焊等優點，現已大量用于制造飛機和發動機零件，如飛機發動機艙的內蒙皮、波紋板、防火墻等，成為應用最廣泛的鈦及鈦合金材料[5?6]。目前，鈦板多數通過熱軋成形，經常會出現板形不良、尺寸超差和性能偏差等問題，嚴重影響鈦板的質量[7?8]，為了得到高質量的軋后產品，對熱軋過程的工藝控制十分重要。變形抗力描述了材料的流變應力與變形溫度、變形速度和變形程度之間的關系。由于純鈦相變(→)溫度為882.5 ℃，當變形溫度低于850 ℃時易發生裂紋[9?10]，且其塑性變形溫度范圍較窄，變形抗力對變形溫度和變形速率較敏感，導致純鈦板的熱軋成形難度較大[11?13]。目前，國內外學者對純鈦高溫熱變形行為的研究[14?19]多數以實驗室研究為主，將純鈦熱變形行為與熱軋工藝相結合的較少。為此，本文作者以熱軋純鈦板為研究對象，通過開展純鈦高溫形變物理模擬試驗，探討變形溫度、變形速度和應變程度對流變應力的影響，構建適合熱軋生產的變形抗力模型和基于動態材料模型(DDM)的熱加工圖，結合組織分析確定該合金在不同變形條件下的變形機制，以便為合理確定熱軋工藝窗口提供參考。

1 物理模擬及分析

1.1 熱模擬實驗

試驗材料取自工業現場某批次純鈦TA1板坯，化學成分見表1，熱壓縮試樣加工成圓柱體，其直徑×高度為8 mm×12 mm。根據熱軋工藝要求，初軋溫度不超過800 ℃，終軋溫度控制在700 ℃左右，軋件的應變速率為5~25 s?1，最大道次壓下率小于0.6。由此確定熱模擬條件為：變形溫度分別為700，725，750，775和800 ℃；變形速率分別為1，5，10和20 s?1，變形量為60%。在Gleeble?3800熱模擬機上進行試驗，試樣在真空環境下加熱到熱變形溫度，保溫10 min后進行熱壓縮，記錄應力和應變。

表1 部分純鈦板坯化學成分(質量分數)

Table 1 Chemical component of pure titanium billets %

1.2 實驗結果分析

圖1所示為不同變形溫度和不同應變速率對純鈦的流變應力的影響。在相同的應變速率下，純鈦的流變應力隨溫度升高而降低；在相同的溫度下，純鈦的流變應力隨應變速率的增加而增加。

應變速率/s?1：(a) 1；(b) 5；(c) 10；(d) 20溫度/℃：1—700；2—725；3—750；4—775；5—800。

由圖1可知：在變形初期，隨著變形量的增加，純鈦的流變應力迅速上升，達到某一值后，增加速率相對緩慢；隨著變形量進一步增加，流變應力曲線變得平緩，最終動態軟化和加工硬化達到平衡狀態；當應變速率為1 s?1時，流變應力曲線無明顯的峰值出現，當應變速率分別為5，10和20 s?1時，流變應力曲線都出現了應力峰值。根據動態回復與動態再結晶曲線類型的特征，純鈦TA1在700~800 ℃變形時，當應變速率為1 s?1時，變形機制以動態回復為主，當應變速率為5，10和20 s?1時，以動態再結晶為主。

圖2所示為熱連軋精軋前的純鈦TA1原始組織，圖3所示為不同溫度和應變速率下的變形組織。

圖2 純鈦TA1的原始組織

變形條件：(a) 700℃，1 s?1；(b) 700 ℃，20 s?1；(c) 800 ℃，1 s?1；(d) 800 ℃，20 s?1

由圖2和圖3可知：純鈦在精軋前的原始組織為等軸晶。在同一應變速率下，隨著溫度升高，動態再結晶晶粒數量不斷增加，組織均勻性越好；當溫度為700 ℃時，組織中有少量動態再結晶晶粒；當溫度為800 ℃時，再結晶晶粒更多；在同一溫度下，隨著應變速率增加，動態再結晶晶粒越多，均勻性越好；無論是700 ℃還是800 ℃，當應變速率為1 s?1時，大部分是被壓扁拉長的胞狀組織，組織均勻性較差；當應變速率為20 s?1時，大部分是再結晶新晶粒，組織均勻性較好。

純鈦熱變形過程的組織演變受溫度和應變速率的影響較大，當溫度為700 ℃、應變速率為1 s?1時，變形機制主要以動態回復為主，動態再結晶程度較小；隨著溫度和應變速率增加，動態再結晶程度不斷增加；當應變達速率達20 s?1時，純鈦的組織均勻性良好。

2 變形抗力模型及熱加工圖

2.1 變形抗力模型的建立

變形抗力模型是金屬塑性變形的流動應力與變形條件有關的物理量之間的函數關系表達式，直接決定了軋制力模型的預報精度，是制定軋制規程的基礎數學模型。Johnson?Cook模型可應用于大應變、高應變速率、高溫變形的材料[20]，為此選用Johnson?Cook模型作為變形抗力模型形式，根據物理模擬實驗得到的數據，確定變形抗力模型的一般形式為

式中：0為700 ℃時的屈服應力；為塑性應變；為塑性應變速率，，=10 s?1；和為應變強化參數；為應變敏感系數；為溫度軟化效應；為溫度效應系數；*為溫度項，量綱一，*= (?700)/(melt?700)，其中為變形溫度，℃，melt為材料熔點，取為1 668 ℃。

根據物理模擬實驗結果，不考慮化學成分的影響，對實驗數據進行非線性回歸分析，得變形抗力模型為

(2)

圖4所示分別為應變速率為5 s?1和20 s?1流變應力實驗值與變形抗力模型計算值的比較。由圖4可以看出：在實驗條件范圍內的變形抗力計算值與實驗值幾乎保持一致。

應變速率/s?1：(a) 5；(b) 20溫度/℃：1—700；2—725；3—750；4—775；5—800。

2.2 熱加工圖的構建

熱加工圖可以分析和預測材料在熱加工中潛在的流變失穩區，描述給定區域的微觀變形機制[21]，根據動態材料模型(DMM)理論[22]和Murty失穩評判準 則[23]，對材料的可加工性進行評估，以便確定材料最佳變形工藝參數范圍。在材料的熱加工過程中，單位體積內所吸收的功率由材料塑性變形消耗的能量和材料在變形過程當中組織轉變消耗的能量組成，即

在熱變形過程中，描述材料功率耗散特征的參數稱為功率耗散因子，由組織轉變消耗的能量(耗散協量)和材料處于理想線性耗散狀態的max比值來確定，即

式中：為應變速率敏感性指數，

DMM模型引用不可逆熱動力學的極大值原理作為材料流變失穩的判據，即

圖5所示為應變量分別為0.3和0.6的純鈦熱加工圖，圖5中等高線上的數值代表功率耗散因子，陰影部分為熱加工失穩區。

應變量：(a) 0.3；(b) 0.6

由圖5可以看出：該合金的失穩區覆蓋了熱加工圖應變速率較高的部分，說明該合金在高應變速率下易發生失穩。當應變量由0.3增加到0.6后，失穩區向低應變速率擴展，在低溫高應變速率區域(700~ 725 ℃，＞20 s?1)發生失穩。安全加工區域為應變速率小于10 s?1、溫度大于725 ℃的區域，在安全區范圍內，材料的能耗因子隨溫度和應變速率的增加不斷上升。由于熱軋生產時軋制速度較高，大部分道次的應變大于0.3，應變速率一般都大于10 s?1，為了避免軋件在這些道次軋制時出現嚴重的絕熱剪切帶和裂紋，道次的軋制變形工序應在725 ℃以上溫度區間內完成。

3 熱軋應用驗證

3.1 變形抗力模型驗證

為了驗證所建立的變形抗力模型，選擇某廠純鈦板精軋生產的15個軋制工況，每個工況分為4個軋制道次，分別記為F1，F2，F3和F4，F1道次的軋輥半徑為327.0 mm，F2道次的軋輥半徑為317.0 mm，F3道次的軋輥半徑為309.5 mm，F4道次的軋輥半徑為327.5 mm，工藝條件見表2。該廠熱軋過程的軋制力模型采用SIMS公式，即

表2 純鈦精軋的部分工藝參數

Table 2 Some technical parameters of pure titanium finish rolling process

提取在線穩定軋制時的軋制力取平均值，記為實測值，由式(7)得軋制力計算值，圖6所示為軋制力計算值與實測值的比較，可見4個道次變形的軋制力計算值與和實測值兩者吻合較好，相對誤差在±8%以內，能夠滿足工程計算需要。

圖6 軋制力計算值與實測值比較

3.2 鈦板熱軋

選取軋制規格為軋前厚度31.5 mm，軋后目標厚度為7.05 mm，共經過4個道次軋制，根據熱加工圖控制軋制溫度，軋制入口溫度實際控制為760 ℃，入口速度1.21 m/s，道次壓下率分別為44.1%，37.5%，30.3%和15.1%，軋制力模型根據所建立的變形抗力模型來確定。由于純鈦軋制批量較小且品種變化頻繁，故關閉軋制力自學習功能，避免自學習參數不能及時適應新工況，造成軋制力預報精度誤差大而出現產品厚度規格改判。熱軋過程的實際軋制力分布如圖7所示。由圖7可見：在軋件通過各軋制道次時軋制力變化比較平穩，各道次在咬鋼和拋鋼時軋制力急劇升高出現峰值，這主要是軋件毛坯的頭尾溫度較低、變形抗力較大所致。在整個軋制過程中，軋件溫度不斷降低，軋制力逐漸升高。整個軋制過程的厚度偏差控制較好，穩定軋制時厚度偏差在±0.3 mm以內，第4道次出口厚度偏差如圖8所示。由圖8可見：軋件剛咬入時厚度波動較大，隨著軋制過程的進行，厚度變化趨于穩定，軋后鈦板的表面質量較好。對熱軋后的純鈦取樣，經再結晶退火處理后的顯微組織見圖9，橫向力學性能見表3。由圖9可見：熱軋鈦板退火后的顯微組織為再結晶完全的等軸晶，平均晶粒直徑為30.4 μm。由表3可知：試樣的屈服強度、抗拉強度和延伸率滿足GB/T 3621—2007[24]中TA1的技術要求，取得了較好的軋制效果。

編號：1—1；2—2；3—3；4—4。

圖8 厚度偏差監控畫面

圖9 再結晶退火處理后顯微組織

表3 試樣退火后的晶粒直徑和力學性能

Table 3 Grain size and mechanical properties after annealing

4 結論

工程內的顯著污水排放口和雨水口分別為6個和3個，因此為了強化水域范圍可接受的點源和面源污染，于河道內設置了35個懸浮球填料以及彈性填料而構成的生物膜水體自凈化設備，設備大小為1.0m×1.0m×1.0m的立方體，根據載體的參數和數量計算，顯示每個自凈化設備的表面積均為100m2。將35個自凈化設備分為20個和15個，分別放置于河道匯集面源污染的雨水入河口下游和因為河道漲水而倒流進入處，以此來實現對污染物的有效攔截降解。

1) 在熱模擬試驗機上進行了純鈦TA1熱模擬實驗，獲得了熱變形參數對流動應力的影響，分析不同條件的組織演變，可知其變形機制受到溫度和應變速率的較大影響。當溫度為700 ℃、應變速率為1 s?1時變形機制主要以動態回復為主，動態再結晶程度較小，但隨著溫度和應變速率的增加，動態再結晶程度不斷增加，組織均勻性變好。

2) 根據實際軋制工況條件下的熱變形真應力?應變數據，建立了熱軋過程的變形抗力模型，并與實驗值進行了比較，兩者吻合較好，軋制力相對誤差在±8%之內。

3) 由于熱軋生產軋制速度較高，對于大應變、高應變速率的軋制道次，需要保證軋制變形工序溫度在725 ℃以上完成。

4) 根據純鈦TA1變形抗力模型來確定現場軋制的軋制力模型，并根據熱加工圖來確定軋制溫度范圍，取得了較好的軋制效果。軋制力比較平穩，軋后板厚控制較好，鈦板性能能夠滿足國標要求。

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(編輯 劉錦偉)

Hot deformation behavior of pure titanium and its application in hot sheet finish rolling

LI Jun1, 2, YU Hui3, SHI Qingnan1, LIU Ligang3, REN Wanbo2

(1. School of Materials Science and Engineering,Kunming University of Science and Technology, Kunming 650093, China; 2. Pangang Group Research Institute Co. Ltd.,State Key Laboratory for Comprehensive Utilization of Vanadium and Titanium Resources, Panzhihua 617000, China;3. National Engineering Research Center for Equipment and Technology of Cold Strip Rolling,Yanshan University, Qinhuangdao 066004, China)

The hot deformation behaviors of pure titanium TA1 were studied by thermal simulation experiment with deformation temperature of 700?800 ℃, strain rate of 1?20 s?1, and deformation degree of 60%. According to the true stress?true strain data obtained from thermal simulation experiment, the processing maps at strain of 0.3 and 0.6 were established to determine the optimum hot rolling temperature region, respectively, and a deformation resistance model based on the J?C model was developed and verified. The results show that the flow stress of TA1 decreases with the increase of the deformation temperature, while increases with the increase of the strain rate. The temperature and strain rate affect the deformation mechanism greatly. The deformation is mainly dynamic recovery when the temperature is 700 ℃and the strain rate is 1 s?1. The degree of dynamic recrystallization increases continuously with the increase of temperature and strain rate. The dynamic recrystallization is well-completed at the temperature of 800 ℃and the strain rate of 20 s?1, whose microstructure is homogeneous. The rolling effect is better using the deformation resistance model and controlling the temperature region effectively, and the rolled pure titanium sheet can meet the requirements of the national standard.

pure titanium; hot deformation; deformation resistance; hot processing map; hot rolling

10.11817/j.issn.1672-7207.2016.06.010

TG337.6

A

1672?7207(2016)06?1888?08

2015?06?20；

2015?08?16

國家自然科學基金資助項目(51275445)(Project(51275445) supported by the National Natural Science Foundation of China)

于輝，博士，教授，從事高溫塑性成形機制、工藝及質量控制研究；E-mail：yuhui@ysu.edu.cn