何 俊，惠瑞拓，曾衛(wèi)東，徐建偉，陳 威

(1.中國(guó)航發(fā)動(dòng)力股份有限公司，陜西 西安 710021)(2.西北工業(yè)大學(xué) 凝固技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,陜西 西安 710072)

0 引 言

與傳統(tǒng)的α+β兩相區(qū)鍛造相比，鈦合金β鍛造具有變形抗力小、金屬流動(dòng)性好、熱加工性好、鍛造成本低等優(yōu)點(diǎn)，目前已成為航空鍛件的重要加工方式[1]。β鍛造需要在高溫β單相區(qū)加熱，由于β晶粒在高溫下容易快速長(zhǎng)大粗化，若加熱時(shí)間過(guò)長(zhǎng)會(huì)導(dǎo)致β晶粒過(guò)大，造成所謂的“β脆性”問(wèn)題，嚴(yán)重降低合金的力學(xué)性能。因此，鍛前加熱是保證鈦合金β鍛造順利實(shí)施的重要環(huán)節(jié)，需要根據(jù)坯料的不同尺寸，設(shè)置合理的加熱時(shí)間，既要保證坯料能充分熱透，又要使β晶粒不會(huì)過(guò)分長(zhǎng)大。然而，對(duì)于不同的鍛件坯料，其尺寸、截面差異很大，很難通過(guò)經(jīng)驗(yàn)設(shè)定合理的鍛前加熱時(shí)間。有限元模擬則可以通過(guò)設(shè)置坯料與環(huán)境的換熱系數(shù)，即對(duì)各種截面坯料的加熱過(guò)程進(jìn)行計(jì)算，從而確定加熱時(shí)間。邵暉等人[2]利用有限元軟件建立了TB6鈦合金坯料升降溫過(guò)程的數(shù)學(xué)模型，成功對(duì)不同規(guī)格TB6鈦合金坯料的升降溫過(guò)程進(jìn)行了模擬。沙愛(ài)學(xué)等人[3]模擬了TC18鈦合金坯料在不同加熱方式下的溫升過(guò)程，并結(jié)合加熱試驗(yàn)研究了加熱時(shí)間對(duì)材料拉伸性能的影響。汪海波等人[4]對(duì)Ti-6Al-4V ELI合金的加熱過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬，并通過(guò)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了加熱模型的準(zhǔn)確性。相關(guān)研究不僅推動(dòng)了有限元模擬的快速發(fā)展，而且為鈦合金加熱方案的制定提供了新思路。

TC17為近β型兩相鈦合金，其以優(yōu)異的綜合性能成為了我國(guó)航空發(fā)動(dòng)機(jī)盤(pán)件的重要候選材料[5]，而β鍛造作為制備發(fā)動(dòng)機(jī)盤(pán)件的關(guān)鍵步驟，研究鍛前保溫技術(shù)是保證TC17鈦合金鍛件質(zhì)量的重要因素。本研究以TC17鈦合金棒材為研究對(duì)象，通過(guò)棒材內(nèi)深埋熱電偶的方式獲得溫升變化曲線，以此確定棒材與環(huán)境的換熱系數(shù)，建立加熱過(guò)程的數(shù)學(xué)模型，然后通過(guò)微觀組織對(duì)比驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性。該項(xiàng)研究可為T(mén)C17鈦合金β鍛前加熱工藝的制定提供參考。

1 實(shí)驗(yàn)材料與方法

實(shí)驗(yàn)材料為西部超導(dǎo)材料科技股份有限公司提供的TC17鈦合金棒材，規(guī)格為φ500 mm×500 mm。采用金相法測(cè)得棒材的相變點(diǎn)為900 ℃。為了測(cè)定棒材加熱過(guò)程中不同位置的實(shí)際溫升曲線，采用深埋熱電偶的方式分別在徑向中心、1/2R(R為半徑)處加工φ10 mm的孔洞，插入熱電偶，并使用保溫棉對(duì)孔洞進(jìn)行封堵，如圖1所示。將熱電偶的另一端連接到測(cè)溫儀，以記錄和顯示相關(guān)數(shù)據(jù)。采用航空工業(yè)陜西宏遠(yuǎn)航空鍛造有限責(zé)任公司的HYDZ-GD型熱處理爐進(jìn)行加熱實(shí)驗(yàn)，加熱溫度為相變點(diǎn)以上20 ℃。待熱處理爐達(dá)到設(shè)定溫度后，將棒材及熱電偶放入熱處理爐中，關(guān)閉爐門(mén)，啟動(dòng)測(cè)溫儀，進(jìn)行溫度監(jiān)測(cè)。

圖1 TC17鈦合金棒材實(shí)物圖和熱電偶示意圖Fig.1 Photo of TC17 titanium alloy bar(a) and diagram of thermocouple(b)

加熱300 min后取出棒材，放置在空氣中冷卻。在熱處理后棒材心部和1/2R處切取規(guī)格為10 mm×10 mm×10 mm的金相試樣，用于晶粒尺寸觀察。

2 有限元模型建立

2.1 換熱系數(shù)確定

加熱爐中棒材所受到的熱交換主要來(lái)自環(huán)境溫度(即空氣溫度)與其表面的對(duì)流換熱以及爐膛內(nèi)壁對(duì)其的輻射換熱。無(wú)論是對(duì)流換熱還是輻射換熱，其換熱系數(shù)是隨著棒材溫度的改變而不斷改變的[6]，因此確定不同溫度下的對(duì)流換熱系數(shù)、輻射換熱系數(shù)是建立加熱模型的關(guān)鍵。以下分別對(duì)對(duì)流換熱系數(shù)、輻射換熱系數(shù)進(jìn)行計(jì)算[7]。

2.1.1 TC17鈦合金對(duì)流換熱系數(shù)Hk

(1)

式中,Hk為對(duì)流換熱系數(shù),N/sec/mm/℃;λ0為介質(zhì)導(dǎo)熱率，為2.32×10-2J/m/s/℃；h為工件尺寸(以軸件為例，垂直時(shí)取軸長(zhǎng)，水平時(shí)取直徑),m;Nu為Nusselt數(shù)。其中,Nu可表示為:

Nu=C(GrPr)n

(2)

式中，C、n為常數(shù)，Gr為Grashof數(shù)，Pr為Prandtl數(shù)。其中，Gr表示為：

(3)

式中，Tw為棒材溫度，Tc為環(huán)境溫度，ν0為環(huán)境介質(zhì)的粘性。ν0隨著溫度的變化而變化，其表達(dá)式如下：

20～400 ℃:ν0=(0.013T+12.58)×106

(4)

400～1 200 ℃:ν0=(0.199T-14.95)×106

(5)

式中，T為邊界層溫度，可取工件溫度與環(huán)境溫度平均值。

Pr也隨著溫度變化而變化，其表達(dá)式如下：

20～250 ℃:Pr=-0.000 28T+0.726

(6)

250～1 200 ℃:Pr=-0.000 1T+0.68

(7)

根據(jù)Gr、Pr乘積可確定C、n常數(shù),其對(duì)應(yīng)關(guān)系如表1所示。

2.1.2 TC17鈦合金輻射換熱系數(shù)Hs

當(dāng)輻射換熱與對(duì)流換熱同時(shí)存在時(shí)，輻射換熱常采用牛頓冷卻定律進(jìn)行計(jì)算。

表1GrPr與C、n的對(duì)應(yīng)關(guān)系

Table 1 The relationship between GrPr and C,n

(8)

式中,Hs為輻射換熱系數(shù),N/sec/mm/℃;εs為系統(tǒng)輻射率，通常取常數(shù)0.8;φ12為角系數(shù)，通常取1;C0為黑體輻射系數(shù)，5.67 W/(m2·K4)；Tl為爐絲溫度，℃；Tw為棒材溫度，℃。

2.1.3 換熱系數(shù)H

鈦合金棒材在熱處理爐內(nèi)加熱時(shí)，其換熱通常由對(duì)流換熱和輻射換熱兩部分構(gòu)成，所以換熱系數(shù)H可表示為：

H=Hk+Hs

(9)

按照式(9)，棒材溫度Tw選取50、100、200、300、400、500、600、 700、800、900、920 ℃，做出H-T溫度曲線，如圖2所示。從圖2可以看出，換熱系數(shù)H隨著溫度升高而增加，這是由于在加熱過(guò)程中鈦合金棒材表面會(huì)生成氧化膜，相比光潔表面的熱量反射減少，致使換熱系數(shù)增加[7]。

圖2 換熱系數(shù)H與TC17鈦合金棒材溫度的關(guān)系曲線Fig.2 The relationship between heat transfer coefficient H and temperature of TC17 titanium alloy bar

2.2 有限元模擬及驗(yàn)證

Deform作為一款專業(yè)的有限元模擬軟件，常被用于金屬材料的塑性加工、熱處理等領(lǐng)域，其中利用Deform-HT模塊能夠?qū)崽幚磉^(guò)程中的溫度升降等信息做出精準(zhǔn)預(yù)測(cè)。本研究選用該模塊對(duì)φ500 mm×500 mm的TC17鈦合金棒材進(jìn)行模擬加熱。由于棒材為軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)，可將其傳熱過(guò)程視為二維非穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱問(wèn)題處理，利用CAD軟件繪制出二維平面結(jié)構(gòu)，并將其導(dǎo)入Deform-HT模塊。為了提高計(jì)算精度，網(wǎng)格劃分?jǐn)?shù)量為10 000，通過(guò)查閱相關(guān)文獻(xiàn)資料，將TC17鈦合金的比熱容、熱導(dǎo)率等相關(guān)熱物參數(shù)導(dǎo)入材料庫(kù)中，棒材初始溫度為20 ℃，環(huán)境溫度為920 ℃，并將計(jì)算的換熱系數(shù)導(dǎo)入模型中，進(jìn)行棒材加熱過(guò)程模擬。在模擬結(jié)束后對(duì)棒材心部、1/2R處的溫度進(jìn)行采集，并將其與實(shí)際溫升曲線進(jìn)行對(duì)比，如圖3所示。由圖3可見(jiàn)，模擬溫升曲線與實(shí)際溫升曲線吻合良好，表明該加熱模型有效。

圖3 TC17鈦合金棒材心部、1/2R處模擬溫升曲線與實(shí)際 溫升曲線對(duì)比Fig.3 Comparison of simulation and actual value in center(a) and 1/2R(b) of TC17 titanium alloy bar

3 晶粒尺寸驗(yàn)證

圖4為T(mén)C17鈦合金棒材心部和1/2R處的金相照片。經(jīng)測(cè)量，2個(gè)位置的β晶粒尺寸分別為654 μm和685 μm，棒材1/2R處比心部的晶粒尺寸約大30 μm，其原因主要是2個(gè)位置在高溫下的停留時(shí)間有差異。根據(jù)有限元模擬結(jié)果，2個(gè)位置的到溫時(shí)間分別為196 min和166 min，而棒材總加熱時(shí)間為300 min，因此棒材中心和1/2R處在920 ℃下分別加熱了104 min和134 min，即2個(gè)位置在920 ℃下的停留時(shí)間相差30 min，導(dǎo)致棒材1/2R處比心部的晶粒尺寸略大。β晶粒長(zhǎng)大是熱力學(xué)和動(dòng)力學(xué)共同作用的結(jié)果，它是一種集熱激活、擴(kuò)散和界面反應(yīng)于一體的物理冶金過(guò)程，主要表現(xiàn)為晶界遷移[8-9]。β晶界遷移的驅(qū)動(dòng)力來(lái)源于不同晶粒之間的能量差，小尺寸晶粒具有更高的Gibbs自由能，而大尺寸晶粒的Gibbs自由能相對(duì)較低，系統(tǒng)總是朝能量低的方向發(fā)展，因此大尺寸晶粒的晶界會(huì)不斷向外遷移，吞并小尺寸晶粒，導(dǎo)致大尺寸晶粒不斷長(zhǎng)大，小尺寸晶粒逐漸消失。該過(guò)程可用奧斯瓦爾德熟化機(jī)理來(lái)解釋[10-11]。

圖4 TC17鈦合金棒材心部和1/2R處的金相照片F(xiàn)ig.4 Metallographs of TC17 titanium alloy bar: (a)center; (b)1/2R

為了進(jìn)一步驗(yàn)證所建立的加熱模型的準(zhǔn)確性，采用φ10 mm×10 mm的小尺寸試樣在920 ℃下分別進(jìn)行104 min和134 min的熱處理試驗(yàn)，熱處理后空冷。圖5為小尺寸試樣經(jīng)不同時(shí)間熱處理后的金相照片。經(jīng)測(cè)量，加熱104 min和134 min后的β晶粒尺寸分別為631 μm和667 μm，相比于上面提到的大尺寸棒材，小尺寸試樣的β晶粒尺寸略小。這與熱處理后的冷卻速度有關(guān)，大尺寸棒材熱處理冷卻速度要慢于小尺寸試樣，這使得大尺寸棒材的β晶粒在冷卻過(guò)程中會(huì)有一定程度的長(zhǎng)大。對(duì)比圖4和圖5可以看出，圖4中β晶粒內(nèi)的α析出相明顯多于圖5，這也可以證明不同尺寸試樣熱處理后冷卻速度存在差異。綜上可知，小尺寸試樣和大尺寸棒材在熱處理時(shí)間相同的條件下，β晶粒尺寸雖然存在一定差距，但考慮到統(tǒng)計(jì)誤差和熱處理后冷卻速度的差異，可認(rèn)為兩者具有較好的吻合度，表明本研究建立的TC17鈦合金加熱模型是合理的。

圖5 TC17鈦合金小尺寸試樣加熱不同時(shí)間后的金相照片F(xiàn)ig.5 Metallographs of TC17 titanium alloy small specimens heat treated for different time: (a)104 min;(b)134 min

4 結(jié) 論

(1) 加熱過(guò)程的換熱系數(shù)由輻射換熱系數(shù)和對(duì)流換熱系數(shù)組成，隨著TC17鈦合金棒材溫度的增加，換熱系數(shù)呈逐漸增加的趨勢(shì)。

(2) 將計(jì)算得到的加熱系數(shù)導(dǎo)入Deform軟件中的熱處理模塊，模擬獲得的TC17鈦合金棒材心部和1/2R處的溫升曲線與熱電偶實(shí)測(cè)溫升曲線有較高的吻合度。