TC18鈦合金等溫鍛造過程的數值模擬

盧金武，王 磊，范曉杰，張少輝

（西安莊信新材料科技有限公司，陜西 西安 710018）

TC18鈦合金（其名義成分：Ti-5Al-5Mo-5V-1Cr-1Fe）屬于新型近β類型的高強鈦合金，其優異的力學性能、加工性能和使用性能，被廣泛用于航空、航天、石油、造船等領域［1-2］。在退火（M態）或鍛造（R態）狀態下強度最高可達1 080 MPa，并具有一定的延伸率、斷面收縮率和沖擊韌性；而在特殊的熱處理狀態下，強度可高達1 370 MPa。該合金可制成大型鍛件、模鍛件以及各類型的棒、管、板等不同形狀的材料，已被成功用于飛機的機身、機翼、起落架等高負載航空部件［3-4］。由于鈦合金熱加工溫度范圍較窄，變形抗力隨變形速度的增加較快，加工溫度對其變形抗力的影響十分顯著。

本文利用Deform-3D有限元分析軟件對TC18鈦合金的等溫鍛造過程進行了模擬，研究了變形溫度和應變速率等工藝參數對其變形過程中應變和應力分布的影響。

1 研究方法

根據TC18鈦合金的相變特點（Tβ＝875℃），選取β單相區的900℃，α+β雙相區的820℃和700℃三個特征溫度進行模擬，總變形量為70%，應變速率為0.01 s-1和1 s-1，試樣尺寸為φ45 mm×300 mm的TC18合金坯料。由于采用石墨作為潤滑措施，試樣與壓頭之間的摩擦因子取0.3。本研究TC18合金的高溫力學性能參數，是通過將構建的熱變形本構方程輸入Deform-3D材料庫中建立的。用Deform-3D網格劃分處理后建立的計算機數值模型如圖1所示，中間部位是經過四面體網格劃分的合金試樣，上下兩端為剛性體壓頭。

圖1 等溫鍛造計算機數值模擬模型（Deform-3D）

2 熱變形本構方程的建立

2.1 本構關系形式的選擇

合金的熱變形行為與其熱變形工藝參數密切相關，其兩者之間的關系可以通過本構關系（即本構方程）來體現，以表征材料的流動應力與熱變形參數或狀態（如：亞晶粒尺寸、位錯密度等）之間的相互關系。本文采用的是一種應用較廣的唯象型本構方程Arrhenius型方程（指數方程、冪函數方程和雙曲正弦方程三種形式）。通過高溫壓縮試驗獲得合金的真應力-真應變關系曲線，討論變形量、形變溫度和應變速率對兩種合金熱變形行為的影響，分析了三種形式的Arrhenius方程對合金的適用性，用多元非線性回歸的方法在Arrhenius方程的基礎上進行修正獲得合金的流變應力模型［5-12］。

對于金屬材料的熱變形過程而言，其實就是一個熱激活的過程，通過對不同材料高溫塑性變形的試驗數據研究發現，材料的流動應力與熱力學參數之間的關系可以用三種形式的Arrhenius型方程表示：

式中：F（σ）為應力的函數，并且高、低應力狀態時F（σ）可以表示為以下三種形式，即冪指數型、指數函數型和雙曲正弦型關系：

即：

假設材料常數A、Q、n和α的值已知時，就可以求出該材料在任意變形條件下對應的流動應力值。

等溫恒應變速率壓縮試驗結果表明，在不同變形條件下，合金的流動應力變化范圍在100～500 MPa區間，經初步計算，ln˙ε與ln（sinh（ασ））呈近似線性關系，因此，選擇以雙曲正弦型Arrhenius方程為基礎構建合金的本構關系是比較適合的。由于鈦合金在（α+β）相區和β相區的變形激活能相差較小，因此，本文選擇700～980℃溫度區間求解合金的本構關系。從TC18鈦合金的應力-應變曲線圖可以看出，在應變速率較大時，真應力隨真應變變化較大，當真應變達到0.70時，應力應變曲線趨于穩定，呈穩態流動。而對于低應變速率，當真應變達到0.35時，應力應變曲線就趨于穩定。本文以真應變達到0.35和0.70時的應力值作為建立本構方程的數據，通過對上述公式進行變形、取自然對數和求導等方式，獲的模型參數值見表1。

表1 模型參數值

2.2 本構關系的建立

將表1數據代入式（7），可以得出不同變形工藝參數下的TC18合金板材軋制過程中的本構關系模型：

1.當真應變為0.35，溫度范圍為700～820℃，應變速率在1×10-3～1 s-1的本構關系模型為：

2.當真應變為0.35，溫度范圍為860～980℃，應變速率在1×10-3～1 s-1的本構關系模型為：

3.當真應變為0.70，溫度范圍為860～980℃，應變速率在1×10-3～1 s-1的本構關系模型為：

4.當真應變為0.70，溫度范圍為860～980℃，應變速率在1×10-3～1 s-1的本構關系模型為

3 等溫鍛造過程的數值模擬分析

3.1 變形溫度對有效應變和最大主應力分布的影響

三個等溫變形溫度下的有效應變分布情況如圖2所示，為了更直觀地觀察整體的應變分布情況，采用了對稱剖分的截面圖示。總體來看，700、820、900℃的有效應變分布具有相似的特征，試樣上下兩端的中央，都存在一個較淺的低應變區域，通常稱為“變形死區”。由于潤滑良好，且試樣進行了倒角處理，試樣的棱角部位應變較大；在變形試樣的中央部位，都存在一個較大的大變形量區域，即“大塑性變形區”，從中央大變形區域往試樣兩段和側面方向，應變逐步減小；特別是沿著壓縮軸向，應變遞減梯度更加明顯；變形試樣的自由變形側面區域，應變基本相同，都存在應變為0.65左右的變形層。從圖（a）～（b）可以看出，隨著變形溫度的提高，變形死區逐步減小；而820℃雙相區變形和900℃的β單相區變形，有效應變分布基本相同。

圖2 不同變形溫度下的有效應變分布

不同變形溫度下的最大主應力分布情況如圖3所示，700℃下變形后的應力分布，具有十分明顯的中央區域壓應力特征，從中央區域依次向試樣兩端和側面，壓應力逐漸減小，且最終轉化為拉應力；自由變形的側面區域，拉應力更加明顯，達到60～80 MPa；當變形溫度提高到820℃和900℃，最大主應力值都明顯減小，無論是中央區域的壓縮應力還是側面的拉應力；與700℃變形不同的是，800～900℃變形，最大主應力的壓縮應力極大值區域并不唯一地存在于試樣中央，而是存在偏離中央存在兩個壓縮應力最大值區域，試樣的正中央位置壓應力水平較低。總體而言，變形溫度的升高有利于降低變形抗力，有效提高合金的變形能力；另外變形溫度的提高有利于合金組織中bcc結構β相含量的提高，特別是900℃位于單一β相區，這大大改善了合金的變形能力。

圖3 不同變形溫度下的最大主應力分布

3.2 應變速率對有效應變和最大主應力分布的影響

820℃／1 s-1／70%變形條件下的應變和應力分布如圖4所示，用于對比820℃／0.01 s-1慢速率變形的情況。從圖4（a）發現，與圖2（b）中820℃／0.01 s-1慢速率變形相比，等效應變分布和應變值大小基本相同，只是820℃／1 s-1條件下，試樣上下兩端的小變形量區域（ε＜0.37）明顯減小，從“變形死區”到“中央大變形區”的過渡區域，有效應變值相應提高。

圖4 820℃／1 s-1／70%變形條件下的應變和應力分布

對比圖3（b）中820℃／0.01 s-1條件的最大主應力分布，當提高應變速率至1 s-1，如圖4（b），最大主應力從分布特點和數值上都發生了顯著地變化：800℃／1 s-1條件下最大壓縮應力區域存在試樣中央位置，且只有一個；熱變形試樣同等位置的壓應力或拉應力水平都明顯高于820℃／0.01 s-1慢速率的情況。總之，應變速率的提高，加大了最大主應力的數值并提高了試樣中應力梯度，同時試樣側面拉應力的加大，也提高了自由變形拉應力下開裂的傾向。

4 結 論

1.采用Deform-3D有限元分析軟件對TC18鈦合金等溫鍛造過程進行了計算模擬，研究發現變形溫度和應變速率等工藝參數對熱變形有著重要的影響。

2.在700℃、820℃和900℃三個等溫變形溫度下，有效應變分布具有相似特征。隨著變形溫度的升高，變形死區由逐漸減小；而在820℃雙相區變形和900℃的β單相區熱變形時，其有效應變分布基本相同；變形溫度的升高有利于降低合金的變形抗力，有效提高合金的變形能力。

3.在變形溫度為820℃，應變速率分別0.01 s-1和1 s-1的情況下，其有效應變分布和應變值基本相同，但小應變區域有所不同；隨著應變速率的提高，最大主應力的數值增加，試樣中應力梯度明顯增大，同時試樣側面拉應力的加大，也提高了自由變形拉應力下開裂的傾向。