純鈦高溫變形行為及其在精軋板中的應(yīng)用

李軍，于輝，史慶南，劉利剛，任萬(wàn)波

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純鈦高溫變形行為及其在精軋板中的應(yīng)用

李軍1, 2，于輝3，史慶南1，劉利剛3，任萬(wàn)波2

(1. 昆明理工大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，云南昆明，650093；2. 攀鋼集團(tuán)研究院有限公司釩鈦資源綜合利用國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川攀枝花，617000；3. 燕山大學(xué)國(guó)家冷軋板帶裝備及工藝工程技術(shù)研究中心，河北秦皇島，066004)

在溫度為700~800 ℃、應(yīng)變速率為1~20 s?1、變形程度為60%的變形條件下，對(duì)純鈦TA1的高溫?zé)嶙冃涡袨檫M(jìn)行熱模擬試驗(yàn)研究。以真應(yīng)力?真應(yīng)變熱模擬試驗(yàn)數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)分別建立真應(yīng)變?yōu)?.3和0.6時(shí)的熱加工圖，以確定較佳的熱軋溫度區(qū)域；基于J?C模型建立變形抗力模型并進(jìn)行驗(yàn)證。研究結(jié)果表明：純鈦TA1的流變應(yīng)力隨變形溫度升高而降低，隨應(yīng)變速率升高而升高，變形機(jī)制受溫度和應(yīng)變速率的影響較大；當(dāng)溫度為700 ℃、應(yīng)變速率為1 s?1時(shí)，主要以動(dòng)態(tài)回復(fù)為主，隨著溫度和應(yīng)變速率的增加，動(dòng)態(tài)再結(jié)晶程度不斷增加；當(dāng)溫度為800 ℃、應(yīng)變速率為20 s?1時(shí)，再結(jié)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(qū)間，能夠達(dá)到較好的軋制效果，軋后鈦板性能滿足國(guó)標(biāo)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(qiáng)度高、韌性好、耐腐蝕性強(qiáng)、耐高溫等優(yōu)異性能，已成為航空航天、海洋工程、化工及核工業(yè)的新型輕量化結(jié)構(gòu)材料[1?4]。工業(yè)純鈦板具有性能優(yōu)異，易生產(chǎn)、熔焊和釬焊等優(yōu)點(diǎn)，現(xiàn)已大量用于制造飛機(jī)和發(fā)動(dòng)機(jī)零件，如飛機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)艙的內(nèi)蒙皮、波紋板、防火墻等，成為應(yīng)用最廣泛的鈦及鈦合金材料[5?6]。目前，鈦板多數(shù)通過(guò)熱軋成形，經(jīng)常會(huì)出現(xiàn)板形不良、尺寸超差和性能偏差等問(wèn)題，嚴(yán)重影響鈦板的質(zhì)量[7?8]，為了得到高質(zhì)量的軋后產(chǎn)品，對(duì)熱軋過(guò)程的工藝控制十分重要。變形抗力描述了材料的流變應(yīng)力與變形溫度、變形速度和變形程度之間的關(guān)系。由于純鈦相變(→)溫度為882.5 ℃，當(dāng)變形溫度低于850 ℃時(shí)易發(fā)生裂紋[9?10]，且其塑性變形溫度范圍較窄，變形抗力對(duì)變形溫度和變形速率較敏感，導(dǎo)致純鈦板的熱軋成形難度較大[11?13]。目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)純鈦高溫?zé)嶙冃涡袨榈难芯縖14?19]多數(shù)以實(shí)驗(yàn)室研究為主，將純鈦熱變形行為與熱軋工藝相結(jié)合的較少。為此，本文作者以熱軋純鈦板為研究對(duì)象，通過(guò)開展純鈦高溫形變物理模擬試驗(yàn)，探討變形溫度、變形速度和應(yīng)變程度對(duì)流變應(yīng)力的影響，構(gòu)建適合熱軋生產(chǎn)的變形抗力模型和基于動(dòng)態(tài)材料模型(DDM)的熱加工圖，結(jié)合組織分析確定該合金在不同變形條件下的變形機(jī)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(shí)驗(yàn)

試驗(yàn)材料取自工業(yè)現(xiàn)場(chǎng)某批次純鈦TA1板坯，化學(xué)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(jù)熱軋工藝要求，初軋溫度不超過(guò)800 ℃，終軋溫度控制在700 ℃左右，軋件的應(yīng)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(jī)上進(jìn)行試驗(yàn)，試樣在真空環(huán)境下加熱到熱變形溫度，保溫10 min后進(jìn)行熱壓縮，記錄應(yīng)力和應(yīng)變。

表1 部分純鈦板坯化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))

Table 1 Chemical component of pure titanium billets %

1.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

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

應(yīng)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(yīng)力迅速上升，達(dá)到某一值后，增加速率相對(duì)緩慢；隨著變形量進(jìn)一步增加，流變應(yīng)力曲線變得平緩，最終動(dòng)態(tài)軟化和加工硬化達(dá)到平衡狀態(tài)；當(dāng)應(yīng)變速率為1 s?1時(shí)，流變應(yīng)力曲線無(wú)明顯的峰值出現(xiàn)，當(dāng)應(yīng)變速率分別為5，10和20 s?1時(shí)，流變應(yīng)力曲線都出現(xiàn)了應(yīng)力峰值。根據(jù)動(dòng)態(tài)回復(fù)與動(dòng)態(tài)再結(jié)晶曲線類型的特征，純鈦TA1在700~800 ℃變形時(shí)，當(dāng)應(yīng)變速率為1 s?1時(shí)，變形機(jī)制以動(dòng)態(tài)回復(fù)為主，當(dāng)應(yīng)變速率為5，10和20 s?1時(shí)，以動(dòng)態(tài)再結(jié)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(yīng)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(yīng)變速率下，隨著溫度升高，動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒數(shù)量不斷增加，組織均勻性越好；當(dāng)溫度為700 ℃時(shí)，組織中有少量動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒；當(dāng)溫度為800 ℃時(shí)，再結(jié)晶晶粒更多；在同一溫度下，隨著應(yīng)變速率增加，動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒越多，均勻性越好；無(wú)論是700 ℃還是800 ℃，當(dāng)應(yīng)變速率為1 s?1時(shí)，大部分是被壓扁拉長(zhǎng)的胞狀組織，組織均勻性較差；當(dāng)應(yīng)變速率為20 s?1時(shí)，大部分是再結(jié)晶新晶粒，組織均勻性較好。

純鈦熱變形過(guò)程的組織演變受溫度和應(yīng)變速率的影響較大，當(dāng)溫度為700 ℃、應(yīng)變速率為1 s?1時(shí)，變形機(jī)制主要以動(dòng)態(tài)回復(fù)為主，動(dòng)態(tài)再結(jié)晶程度較小；隨著溫度和應(yīng)變速率增加，動(dòng)態(tài)再結(jié)晶程度不斷增加；當(dāng)應(yīng)變達(dá)速率達(dá)20 s?1時(shí)，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(dòng)應(yīng)力與變形條件有關(guān)的物理量之間的函數(shù)關(guān)系表達(dá)式，直接決定了軋制力模型的預(yù)報(bào)精度，是制定軋制規(guī)程的基礎(chǔ)數(shù)學(xué)模型。Johnson?Cook模型可應(yīng)用于大應(yīng)變、高應(yīng)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(jù)物理模擬實(shí)驗(yàn)得到的數(shù)據(jù)，確定變形抗力模型的一般形式為

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

根據(jù)物理模擬實(shí)驗(yàn)結(jié)果，不考慮化學(xué)成分的影響，對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)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(yīng)變速率為5 s?1和20 s?1流變應(yīng)力實(shí)驗(yàn)值與變形抗力模型計(jì)算值的比較。由圖4可以看出：在實(shí)驗(yàn)條件范圍內(nèi)的變形抗力計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值幾乎保持一致。

應(yīng)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(gòu)建

熱加工圖可以分析和預(yù)測(cè)材料在熱加工中潛在的流變失穩(wěn)區(qū)，描述給定區(qū)域的微觀變形機(jī)制[21]，根據(jù)動(dòng)態(tài)材料模型(DMM)理論[22]和Murty失穩(wěn)評(píng)判準(zhǔn) 則[23]，對(duì)材料的可加工性進(jìn)行評(píng)估，以便確定材料最佳變形工藝參數(shù)范圍。在材料的熱加工過(guò)程中，單位體積內(nèi)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(guò)程當(dāng)中組織轉(zhuǎn)變消耗的能量組成，即

在熱變形過(guò)程中，描述材料功率耗散特征的參數(shù)稱為功率耗散因子，由組織轉(zhuǎn)變消耗的能量(耗散協(xié)量)和材料處于理想線性耗散狀態(tài)的max比值來(lái)確定，即

式中：為應(yīng)變速率敏感性指數(shù)，

DMM模型引用不可逆熱動(dòng)力學(xué)的極大值原理作為材料流變失穩(wěn)的判據(jù)，即

圖5所示為應(yīng)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(shù)值代表功率耗散因子，陰影部分為熱加工失穩(wěn)區(qū)。

應(yīng)變量：(a) 0.3；(b) 0.6

由圖5可以看出：該合金的失穩(wěn)區(qū)覆蓋了熱加工圖應(yīng)變速率較高的部分，說(shuō)明該合金在高應(yīng)變速率下易發(fā)生失穩(wěn)。當(dāng)應(yīng)變量由0.3增加到0.6后，失穩(wěn)區(qū)向低應(yīng)變速率擴(kuò)展，在低溫高應(yīng)變速率區(qū)域(700~ 725 ℃，＞20 s?1)發(fā)生失穩(wěn)。安全加工區(qū)域?yàn)閼?yīng)變速率小于10 s?1、溫度大于725 ℃的區(qū)域，在安全區(qū)范圍內(nèi)，材料的能耗因子隨溫度和應(yīng)變速率的增加不斷上升。由于熱軋生產(chǎn)時(shí)軋制速度較高，大部分道次的應(yīng)變大于0.3，應(yīng)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(shí)出現(xiàn)嚴(yán)重的絕熱剪切帶和裂紋，道次的軋制變形工序應(yīng)在725 ℃以上溫度區(qū)間內(nèi)完成。

3 熱軋應(yīng)用驗(yàn)證

3.1 變形抗力模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證所建立的變形抗力模型，選擇某廠純鈦板精軋生產(chǎn)的15個(gè)軋制工況，每個(gè)工況分為4個(gè)軋制道次，分別記為F1，F(xiàn)2，F(xiàn)3和F4，F(xiàn)1道次的軋輥半徑為327.0 mm，F(xiàn)2道次的軋輥半徑為317.0 mm，F(xiàn)3道次的軋輥半徑為309.5 mm，F(xiàn)4道次的軋輥半徑為327.5 mm，工藝條件見表2。該廠熱軋過(guò)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(shù)

Table 2 Some technical parameters of pure titanium finish rolling process

提取在線穩(wěn)定軋制時(shí)的軋制力取平均值，記為實(shí)測(cè)值，由式(7)得軋制力計(jì)算值，圖6所示為軋制力計(jì)算值與實(shí)測(cè)值的比較，可見4個(gè)道次變形的軋制力計(jì)算值與和實(shí)測(cè)值兩者吻合較好，相對(duì)誤差在±8%以內(nèi)，能夠滿足工程計(jì)算需要。

圖6 軋制力計(jì)算值與實(shí)測(cè)值比較

3.2 鈦板熱軋

選取軋制規(guī)格為軋前厚度31.5 mm，軋后目標(biāo)厚度為7.05 mm，共經(jīng)過(guò)4個(gè)道次軋制，根據(jù)熱加工圖控制軋制溫度，軋制入口溫度實(shí)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(jù)所建立的變形抗力模型來(lái)確定。由于純鈦軋制批量較小且品種變化頻繁，故關(guān)閉軋制力自學(xué)習(xí)功能，避免自學(xué)習(xí)參數(shù)不能及時(shí)適應(yīng)新工況，造成軋制力預(yù)報(bào)精度誤差大而出現(xiàn)產(chǎn)品厚度規(guī)格改判。熱軋過(guò)程的實(shí)際軋制力分布如圖7所示。由圖7可見：在軋件通過(guò)各軋制道次時(shí)軋制力變化比較平穩(wěn)，各道次在咬鋼和拋鋼時(shí)軋制力急劇升高出現(xiàn)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(gè)軋制過(guò)程中，軋件溫度不斷降低，軋制力逐漸升高。整個(gè)軋制過(guò)程的厚度偏差控制較好，穩(wěn)定軋制時(shí)厚度偏差在±0.3 mm以內(nèi)，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(shí)厚度波動(dòng)較大，隨著軋制過(guò)程的進(jìn)行，厚度變化趨于穩(wěn)定，軋后鈦板的表面質(zhì)量較好。對(duì)熱軋后的純鈦取樣，經(jīng)再結(jié)晶退火處理后的顯微組織見圖9，橫向力學(xué)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(jié)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(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度和延伸率滿足GB/T 3621—2007[24]中TA1的技術(shù)要求，取得了較好的軋制效果。

編號(hào)：1—1；2—2；3—3；4—4。

圖8 厚度偏差監(jiān)控畫面

圖9 再結(jié)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(xué)性能

Table 3 Grain size and mechanical properties after annealing

4 結(jié)論

工程內(nèi)的顯著污水排放口和雨水口分別為6個(gè)和3個(gè)，因此為了強(qiáng)化水域范圍可接受的點(diǎn)源和面源污染，于河道內(nèi)設(shè)置了35個(gè)懸浮球填料以及彈性填料而構(gòu)成的生物膜水體自凈化設(shè)備，設(shè)備大小為1.0m×1.0m×1.0m的立方體，根據(jù)載體的參數(shù)和數(shù)量計(jì)算，顯示每個(gè)自凈化設(shè)備的表面積均為100m2。將35個(gè)自凈化設(shè)備分為20個(gè)和15個(gè)，分別放置于河道匯集面源污染的雨水入河口下游和因?yàn)楹拥罎q水而倒流進(jìn)入處，以此來(lái)實(shí)現(xiàn)對(duì)污染物的有效攔截降解。

1) 在熱模擬試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行了純鈦TA1熱模擬實(shí)驗(yàn)，獲得了熱變形參數(shù)對(duì)流動(dòng)應(yīng)力的影響，分析不同條件的組織演變，可知其變形機(jī)制受到溫度和應(yīng)變速率的較大影響。當(dāng)溫度為700 ℃、應(yīng)變速率為1 s?1時(shí)變形機(jī)制主要以動(dòng)態(tài)回復(fù)為主，動(dòng)態(tài)再結(jié)晶程度較小，但隨著溫度和應(yīng)變速率的增加，動(dòng)態(tài)再結(jié)晶程度不斷增加，組織均勻性變好。

2) 根據(jù)實(shí)際軋制工況條件下的熱變形真應(yīng)力?應(yīng)變數(shù)據(jù)，建立了熱軋過(guò)程的變形抗力模型，并與實(shí)驗(yàn)值進(jìn)行了比較，兩者吻合較好，軋制力相對(duì)誤差在±8%之內(nèi)。

3) 由于熱軋生產(chǎn)軋制速度較高，對(duì)于大應(yīng)變、高應(yīng)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(jù)純鈦TA1變形抗力模型來(lái)確定現(xiàn)場(chǎng)軋制的軋制力模型，并根據(jù)熱加工圖來(lái)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(wěn)，軋后板厚控制較好，鈦板性能能夠滿足國(guó)標(biāo)要求。

[1] SCHUTZ R W, WATKINS H B. Recent developments in titanium alloy application in the energy industry[J]. Materials Science and Engineering A, 1998, 243(1/2): 305?315.

[2] SCHUTZ R W, BAXTER C F, BOSTER P L. Applying titanium alloys in drilling and offshore production systems[J]. Journal of the Minerals, 2001, 53(4): 33?35.

[3] 曹春曉. 鈦合金在大型運(yùn)輸機(jī)上的應(yīng)用[J]. 稀有金屬快報(bào), 2006, 25(1): 17?21. CAO Chunxiao. Applications of titanium alloys on large transporter[J]. Rare Metals Letters, 2006, 25(1): 17?21.

[4] 周廉. 美國(guó)、日本和中國(guó)鈦工業(yè)發(fā)展評(píng)述[J]. 稀有金屬材料與工程, 2003, 32(8): 577?584. ZHOU Lian. Review of titanium industry progress in America, Japan and China[J]. Rare Metal Material and Engineering, 2003, 32(8): 577?584.

[5] 李明利, 舒瀅, 馮毅江, 等. 我國(guó)鈦及鈦合金板帶材應(yīng)用現(xiàn)狀分析[J]. 鈦工業(yè)進(jìn)展, 2011, 28(6): 14?17. LI Mingli, SHU Ying, FENG Yijiang, et al. Application status on domestic titanium and titanium alloys plate and strip[J]. Titanium Industry Progress, 2011, 28(6): 14?17.

[6] 李重河, 朱明, 王寧, 等. 鈦合金在飛機(jī)上的應(yīng)用[J]. 稀有金屬, 2009, 33(1): 84?91. LI Chonghe, ZHU Ming, WANG Ning, et al. Application of titanium alloy in airplane[J]. Chinese Journal of Rare Metals, 2009, 33(1): 84?91.

[7] 陳玉良, 劉建良, 黃子良, 等. 國(guó)內(nèi)鈦帶卷生產(chǎn)現(xiàn)狀及發(fā)展前景[J]. 鈦工業(yè)進(jìn)展, 2010, 27(5): 6?9. CHEN Yuliang, LIU Jianliang, HUANG Ziliang, et al. Production situation and development prospect of domestic titanium strip coil[J]. Titanium Industry Progress, 2010, 27(5): 6?9.

[8] 周穎, 王志勇, 賴于民, 等. 1 725 mm雙機(jī)架爐卷軋機(jī)軋制鈦板卷的技術(shù)研究[J]. 稀有金屬材料與工程, 2014, 43(3): 717?721. ZHOU Ying, WANG Zhiyong, LAI Yumin, et al. Technology research of titanium plate processed by the 1 725 mm double stands steckel mill[J]. Rare Metal Materials and Engineering, 2014, 43(3): 717?721.

[9] 鮑如強(qiáng), 黃旭, 曹春曉, 等. 加工圖在鈦合金中的應(yīng)用[J]. 材料導(dǎo)報(bào), 2004, 18(7): 26?29. BAO Ruqiang, HUANG Xu, CAO Chunxiao, et al. Application of processing maps in hot working of titanium alloy[J]. Materials Review, 2004, 18(7): 26?29.

[10] KANG D S, LEE K J, KWON E P, et al. Variation of work hardening rate by oxygen contents in pure titanium alloy[J]. Materials Science & Engineering A, 2015, 632: 120?126.

[11] 樊亞軍, 張戰(zhàn)英, 林劭華, 等. 大變形軋制加工條件下純鈦的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶行為[J]. 金屬熱處理, 2012, 37(10): 29?31. FAN Yajun, ZHANG Zhanying, LIN Shaohua, et al. Dynamic recrystallization behavior of pure titanium under severe deformation hot-rolling[J]. Heat Treatment of Metals, 2012, 37(10): 29?31.

[12] 彭劍, 周昌玉, 代巧, 等. 工業(yè)純鈦室溫下的應(yīng)變速率敏感性及 Hollomon 經(jīng)驗(yàn)公式的改進(jìn)[J]. 稀有金屬材料與工程, 2013, 42(3): 483?487. PENG Jian, ZHOU Changyu, DAI Qiao, et al. Strain rate sensitivity of commercially pure titanium TA2 at room temperature and revising of hollomon empirical formula[J]. Rare Metal Materials and Engineering, 2013, 42(3): 483?487.

[13] WON J W, PARK C H, HONG S G, et al. Deformation anisotropy and associated mechanisms in rolling textured high purity titanium[J]. Journal of Alloys and Compounds, 2015,651: 245?254.

[14] ZENG Z P, JONSSON S, ZHANG Y S. Constitutive equations for pure titanium at elevated temperatures[J]. Materials Science and Engineering A, 2009, 505(1/2): 116?119.

[15] PANDA S, SAHOOA S K, DASHA A, et al. Orientation dependent mechanical properties of commercially pure(cp) titanium[J]. Materials Characterization, 2014, 98: 93?101.

[16] SAJADIFAR S V, YAPICI G G. Workability characteristics and mechanical behavior modeling of severely deformed pure titanium at high temperatures[J]. Materials and Design, 2014, 53: 749?757.

[17] 周偉, 楊英麗, 周廉, 等. 工業(yè)純鈦TA2的高溫變形機(jī)制研究[J]. 稀有金屬, 2003, 27(6): 721?725. ZHOU Wei, YANG Yingli, ZHOU Lian, et al. Study on high temperature deformation mechanism of TA2[J]. Chinese Journal of Rare Metals, 2003, 27(6): 721?725.

[18] THOTA M K, KAPOOR R, BASAK C B, et al. High temperature deformation of α-Ti[J]. Materials Science & Engineering A, 2015, 624: 213–219.

[19] AHN K, HUH H, YOON J. Rate-dependent hardening model for pure titanium considering the effect of deformation twinning[J]. International Journal of Mechanical Sciences, 2015, 98: 80–92.

[20] 李建光, 施琪, 曹結(jié)東. Johnson?Cook本構(gòu)方程的參數(shù)標(biāo)定[J]. 蘭州理工大學(xué)學(xué)報(bào), 2012, 38(2): 164?167. LI Jianguang, SHI Qi, CAO Jiedong. Parameters calibration for Johnson?Cook constitutive equation[J]. Journal of Lanzhou University of Technology, 2012, 38(2): 164?167.

[21] 曾衛(wèi)東, 周義剛, 周軍, 等. 加工圖理論研究進(jìn)展[J]. 稀有金屬材料與工程, 2006, 35(5): 673?677. ZENG Weidong, ZHOU Yigang, ZHOU Jun, et al. Recent development of processing map theory[J]. Rare Metal Materials and Engineering, 2006, 35(5): 673?677.

[22] PRASAD Y V R K, SESHACHARYULU T. Processing maps for hot working of titanium alloys[J]. Material Science and Engineering A, 1998, 243(1/2): 82?88.

[23] NARAYANA?MURTY S V S, NAGESWARAO B, KASHYAP B P. Instability criteria for hot deformation of materials[J]. International Material Reviews, 2000, 45(1): 15?26.

[24] 中國(guó)有色金屬標(biāo)準(zhǔn)化技術(shù)委員會(huì). 鈦及鈦合金標(biāo)準(zhǔn)匯編[M]. 北京: 中國(guó)標(biāo)準(zhǔn)出版社, 2008: 231?234. China Non Ferrous Metals Standardization Technical Committee. Standard assembly for titanium and titanium alloys[M]. Beijing: Standards Press of China, 2008: 231?234.

(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(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)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(jī)制、工藝及質(zhì)量控制研究；E-mail：yuhui@ysu.edu.cn