引言

鈦及鈦合金管具有比強(qiáng)度高、 耐高溫及耐腐蝕 等優(yōu)點(diǎn), 已經(jīng)被廣泛應(yīng)用于航空航天、 石油化工和海 洋工程等領(lǐng)域[1-2]。 鈦及鈦合金具有滑移系少和 熱傳導(dǎo)系數(shù)小等特點(diǎn), 因此鈦及鈦合金管在塑性變 形過(guò) 程中更容易產(chǎn)生尺寸不均勻和表面質(zhì)量差等缺陷。 目前, 鈦及鈦合金管的制造工藝主要有軋制[3]、 拉拔[4]、 擠壓[5]和旋壓[6] 等。 軋制工藝生產(chǎn)效率高, 但是容易造成管坯變形不均勻, 多用于鈦管的開坯。 拉拔和擠壓工藝生產(chǎn)流程簡(jiǎn)單, 但生產(chǎn)道次多, 能量消耗大。 旋壓工藝具有加工精度 高、力學(xué)性能好等優(yōu)點(diǎn), 但效率較低。

目前, 國(guó)內(nèi)外學(xué)者在鈦及鈦合金管材的制備工藝、 過(guò)程仿真及質(zhì)量控制等方面開展了許多研究工作。 尹業(yè)宏等[7]研究了軋輥輥形和軋制工藝對(duì)成形 鈦管表面質(zhì)量的影響規(guī)律, 進(jìn)行了軋輥輥形和工藝參數(shù)合 理設(shè)計(jì)。 周大地等[8] 研究了穿孔過(guò)程中管坯 中心孔腔形成機(jī)理和應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)分布, 在兩輥斜軋穿孔機(jī) 上穿軋出Ti80鈦合金無(wú)縫管。 ZHANGZ等[9]采用旋轉(zhuǎn)穿孔工藝研究了鈦合金厚壁管塑性成 形工藝, 基于控制變量法解決了旋轉(zhuǎn)穿孔過(guò)程中軋 卡和溫升嚴(yán)重兩個(gè)關(guān)鍵問(wèn)題。 謝林均等[10] 研究了擠壓速度對(duì)熱擠壓成形TA16鈦合金管材組織、 力學(xué) 性能、 壁厚偏差及表面質(zhì)量的影響, 發(fā)現(xiàn)擠壓速度 降低使得管材成形質(zhì)量得到改善。 DAMODARAND等[11]利用有限元法模擬了鈦合金熱擠壓變形全過(guò) 程, 分析了擠壓速度、 初始溫度和模具結(jié)構(gòu)對(duì)鈦合 金擠壓變形過(guò)程的影響。 EBRAHIMIM 等[12]研究了進(jìn)給速度、 主軸轉(zhuǎn)速和減薄率對(duì)旋壓成形純鈦無(wú)縫 薄壁管表面質(zhì)量和幾何精度的影響。 對(duì)于鈦合金管 材成形的新工藝, 于輝等[13-14]提出了管坯擠軋成形 工藝, 研究了小型管坯擠軋成形裝置和成形方法。

對(duì)于鈦合金管材成形的新工藝, 本課題組提出 了管坯擠軋成形工藝, 研究了小型管坯擠軋成形裝 置和 成形方法[13-14], 該工藝綜合了三輥斜軋成形和 旋壓成形的優(yōu)點(diǎn), 本文以TA2鈦管為研究對(duì)象, 探 究管 坯在擠軋成形中的變形過(guò)程以及軋輥送進(jìn)角、軋輥公轉(zhuǎn)速度和管坯前進(jìn)速度對(duì)擠軋成形后管坯尺 寸精度的 影響規(guī)律, 獲得TA2鈦管擠軋成形的優(yōu)化 工藝, 并進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。

1、管材擠軋成形有限元模型建立

1.1幾何模型建立

本文采用 ABAQUS 有限元仿真軟件建立TA2鈦管擠軋成形有限元仿真模型, 如圖 1 所示。 圖 1a 為 管材擠軋成形的幾何模型, 主要由軋輥、 芯棒、 鈦管和推桿組成,TA2鈦管毛坯尺寸為 Ф12mm×2mm× 70mm (直徑×壁厚×長(zhǎng)度)。 軋輥輥形由入口錐、均整段和出口錐組成, 入口錐和出口錐處存在入口錐成形 角 β1 和出口錐成形角 β2 , 軋輥輥形如圖 1b所示。 3 個(gè)軋輥圍繞軋制中心線按 120°均勻分布,軋輥 軸與軋制中心線之間存在送進(jìn)角 α。 芯棒在變 形區(qū)內(nèi)固定不變, 對(duì)管坯內(nèi)壁起約束作用。 為了與 實(shí)際 擠軋成形過(guò)程中軋輥和推桿運(yùn)動(dòng)情況相一致,分別設(shè)定了軋輥公轉(zhuǎn)速度和推桿速度, 軋輥繞軋制 中心線公轉(zhuǎn) , 推桿推動(dòng)管坯前進(jìn)。 管坯被推桿送進(jìn) 變形區(qū)后, 由于軋輥與管坯接觸過(guò)程的摩檫力作用,軋輥?zhàn)鲎赞D(zhuǎn)運(yùn) 動(dòng), 軋輥每繞軋制線轉(zhuǎn)動(dòng)一次, 管坯 在前進(jìn)過(guò)程中被加工一次。 

在擠軋成形過(guò)程中, 管坯發(fā)生塑性變形, 定義為可變形實(shí)體, 選用C3D8RT三維熱力耦合分析單元, 并采用任意拉格朗日歐拉 (Arbitrary Lagrangian Eulerian, ALE) 自適應(yīng)網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格劃分, 防止管坯 在變形過(guò)程中發(fā)生網(wǎng)格畸變影響模擬計(jì)算。 軋輥、芯棒和推桿在成形過(guò)程中幾乎不發(fā)生變形, 因此 定義為 剛體, 劃分剛體單元R3D4。 為了保證鈦管擠軋成形有限元模型的準(zhǔn)確 性, 管坯劃分為43200個(gè)單元 , 軋輥劃分為11408 個(gè)單元, 芯棒 劃分為 6611個(gè)單元, 推桿劃分為 1224 個(gè)單元。

1.2　 工藝參數(shù)設(shè)定

在鈦管擠軋成形過(guò)程中,TA2鈦管的材料本構(gòu)方程和熱物理性能參數(shù)見文獻(xiàn) [15] 和文獻(xiàn) [16]。在鈦 管擠軋成形過(guò)程中, 表面的相互作用類型選用罰接觸, 管坯與軋輥、 芯棒以及環(huán)境發(fā)生熱傳遞。 TA2鈦管 擠軋成形的工藝參數(shù)如表1所示。

2、仿真結(jié)果和分析

2.1　 管坯變形過(guò)程分析

對(duì)TA2鈦管擠軋成形有限元模擬結(jié)果進(jìn)行塑 性應(yīng)變分析, 研究管坯的同一軸向截面在擠軋變 形區(qū)內(nèi) 不同階段的徑向應(yīng)變、 圓周應(yīng)變以及軸向 應(yīng)變的變化情況, 從而探究鈦管在擠軋工藝中的變形過(guò)程。

圖 2 為管坯不同階段的徑向應(yīng)變變化情況。 由 圖 2a 可知, 入口階段的管坯進(jìn)入擠軋變形區(qū), 管坯 在徑向方向上受壓縮, 在 3 個(gè)軋輥?zhàn)饔孟? 管坯的徑向應(yīng)變呈明顯三角分布, 最大的徑向應(yīng)變出現(xiàn)在軋 輥與管坯接觸部分。 由圖 2b 可知, 管坯進(jìn)入軋輥 均整段, 徑向應(yīng)變隨著擠軋過(guò)程的進(jìn)行逐步增大并由 管坯外表面向管坯內(nèi)表面滲透, 徑向應(yīng)變變化趨于穩(wěn)定, 徑向應(yīng)變由外向內(nèi)呈階梯分布。 由圖2c可知, 管坯脫離軋輥完成擠軋, 管坯徑向變形整體為 壓縮變形, 徑向變形量由外壁向內(nèi)壁逐漸減小。

圖 3 為管坯不同階段的圓周應(yīng)變變化情況。 由 圖 3a 可知, 管坯進(jìn)入擠軋變形區(qū), 圓周應(yīng)變呈明顯 三角分布, 最大圓周應(yīng)變出現(xiàn)在外表面, 圓周應(yīng)變 基本為正值。 由圖 3b 可知, 管坯在軋輥均整段作用 下均整壁厚, 隨著管坯在擠軋變形區(qū)內(nèi)變形, 圓周 應(yīng)變的三角分布效應(yīng)逐漸減小, 圓周應(yīng)變變化趨于 穩(wěn)定 , 圓周應(yīng)變基本由外向內(nèi)呈階梯分布。 由圖 3c可知, 管坯脫離軋輥完成擠軋, 管坯圓周變形整體 為拉伸 變形, 圓周變形量由管坯的外壁向內(nèi)壁逐漸 減小。

圖 4 為管坯不同階段的軸向應(yīng)變變化情況。 由圖4a可知, 管坯進(jìn)入擠軋變形區(qū), 軸向應(yīng)變基本為 正值, 表明管坯截面受徑向壓縮的影響在軸向上呈 現(xiàn)拉應(yīng)力狀態(tài), 管坯伸長(zhǎng)。 由圖 b可知, 管坯在軋 輥均整段作用下均整壁厚, 軸向應(yīng)變變化趨于穩(wěn)定。

由圖 4c 可知, 管坯脫離軋輥完成擠軋, 管坯軸向變形整體為拉伸變形且呈三角形分布。

2.2　 送進(jìn)角對(duì)管坯尺寸精度的影響

為了研究管坯的尺寸精度, 對(duì)擠軋成形有限元 模型的管坯節(jié)點(diǎn)進(jìn)行預(yù)處理, 如圖 5 所示。 徑向截 面 定義示意圖如圖 5a 所示, 在網(wǎng)格中將需要進(jìn)行 對(duì)比研究的節(jié)點(diǎn)定義為內(nèi)部集合, 內(nèi)部集合依次 分為擠軋 初始變形區(qū)、 擠軋穩(wěn)定變形區(qū)和未擠軋 成形區(qū), 在穩(wěn)定擠軋變形區(qū)依次定義 125 個(gè)間隔 相等的截面。 第 i 截面的周向節(jié)點(diǎn)示意圖如圖 5b 所 示, 在管坯截面外表面和內(nèi)表面各選取 20 個(gè)節(jié)點(diǎn),分別定義為節(jié) 點(diǎn)集合 tw i 和 tn i。 編號(hào) 1~20 為管坯外 表面半徑測(cè)量點(diǎn), 點(diǎn)到軋制線距離為管坯軸向某一截面外表 面半徑值; 同理, 編號(hào) 21 ~ 40 為內(nèi)表面半 徑測(cè)量點(diǎn), 點(diǎn)到軋制線距離為管坯軸向某一截面內(nèi) 表面半徑 值。

由此得到的管坯外表面平均半徑計(jì)算公式, 如 式 (1) 所示。 

式中: Rij 為管坯第 i 個(gè)截面第 j 節(jié)點(diǎn)外表面半徑,i = 1, 2, 3……125; j = 1, 2, 3……20。

同理得到管坯內(nèi)表面平均半徑計(jì)算公式, 如式(2) 所示。

式中: rij 為管坯第 i 個(gè)截面第 j 節(jié)點(diǎn)內(nèi)表面半徑。

管筒形工件成形質(zhì)量主要通過(guò)內(nèi)外表面半徑、壁厚、 壁厚偏差、 橢圓度及擴(kuò)徑量進(jìn)行評(píng)價(jià), 管坯壁 厚偏差為壁厚最大值減去壁厚最小值, 是對(duì)管坯 壁厚均勻性的反映; 橢圓度為管坯外表面半徑最大值減去 半徑最小值, 是對(duì)管坯外表面成形質(zhì)量的反 映; 擴(kuò)徑量為管坯內(nèi)表面半徑平均值與工件內(nèi)表面理論半徑 之差,是對(duì)管坯內(nèi)表面成形質(zhì)量的反映[17-18]。

在管坯擠軋成形過(guò)程中, 送進(jìn)角對(duì)管坯表面質(zhì) 量有著重要影響, 送進(jìn)角選取不當(dāng), 會(huì)對(duì)管坯成形 表面 造成不同形式損傷。 在分析送進(jìn)角 α 對(duì)管坯成 形質(zhì)量影響時(shí), 軋輥公轉(zhuǎn)速度 W = 200r·min-1, 管 坯 前進(jìn)速度 V = 4mm·s^-1, 對(duì)不同水平送進(jìn)角 α (0°、 1°、 2°、 3°、 4°、 5°、 6° 、 7°、 8°和 9°) 進(jìn)行 模擬仿真。

不同送進(jìn)角下管坯尺寸精度變化情況如圖 6 所 示。 由圖 6a 和圖 6b 可知, 管坯外表面半徑與內(nèi)表 面半徑隨送進(jìn)角增大呈現(xiàn)先減小后增大趨勢(shì), 送進(jìn) 角為 6°時(shí)的管坯外表面半徑最小, 送進(jìn)角為 4°時(shí)的 管坯內(nèi)表面半徑最小, 內(nèi)外表面半徑基本大于理想 值。 由圖 6c 可知, 管坯壁厚隨送進(jìn)角增大呈現(xiàn)先增 大后減小再增大趨勢(shì), 當(dāng)送進(jìn)角為 6° 時(shí), 壁厚最 小, 壁厚均小于理想值。 由圖 6d 可知, 管坯壁厚偏 差隨送進(jìn)角增大呈現(xiàn)先減小后增大再減小趨勢(shì), 管 坯橢圓度與擴(kuò)徑量隨送進(jìn)角增大呈現(xiàn)先減小后增大 趨勢(shì) , 當(dāng)送進(jìn)角為 4°時(shí), 管坯的壁厚偏差、 橢圓度 和擴(kuò)徑量達(dá)到最小值。 這是因?yàn)樗瓦M(jìn)角直接影響軋 輥與 管坯接觸區(qū)的相對(duì)速度矢量和接觸面積, 從而 影響管坯在擠軋過(guò)程中的金屬流動(dòng)。 送進(jìn)角過(guò)大會(huì) 造成管 坯金屬材料過(guò)度變形, 降低擠軋過(guò)程穩(wěn)定性,降低管坯尺寸精度; 送進(jìn)角過(guò)小會(huì)使軋輥與管坯變形區(qū)接觸長(zhǎng) 度過(guò)大, 阻礙管坯變形區(qū)金屬軸向流動(dòng)。

采用合適的送進(jìn)角才可以使得管坯變形金屬流動(dòng)均 勻, 管坯內(nèi)外表面半徑趨于理想值, 管坯壁厚偏差 、橢圓度和擴(kuò)徑量減小。

2.3　軋輥公轉(zhuǎn)速度對(duì)管坯尺寸精度的影響

不同軋輥公轉(zhuǎn)速度對(duì)擠軋成形管坯表面質(zhì)量有 著不同影響, 合適的轉(zhuǎn)速可以改善管坯表面質(zhì)量。

分析軋輥公轉(zhuǎn)速度 W 對(duì)管坯成形影響時(shí), 選取送進(jìn) 角 α= 5°, 管坯前進(jìn)速度 V = 4mm·s^{- 1}, 對(duì)不同軋 輥公轉(zhuǎn)速度 W ( 100、 150、 200、 250、 300、 350、 400 和 450r·min-1) 進(jìn)行 模擬仿真。

不同軋輥公轉(zhuǎn)速度下管坯尺寸精度變化如圖 7所示。 由圖 7a 可知, 管坯外表面半徑隨軋輥公轉(zhuǎn)速 度 增大而減小, 最小值為 5.435mm。 由圖 7b 可知,管坯內(nèi)表面半徑隨軋輥公轉(zhuǎn)速度增大先減小后增大,當(dāng)軋 輥公轉(zhuǎn)速度為 150r·min^-1 時(shí), 管坯內(nèi)表面半 徑最小為 4.035mm, 內(nèi)表面半徑基本大于理想 值。

由圖 7c 可知, 管坯壁厚隨軋輥公轉(zhuǎn)速度增大而減 小, 最小值為 1.28mm, 管坯壁厚基本小于理想值 。

由圖 7d 可知, 管坯壁厚偏差、 擴(kuò)徑量和橢圓度整體 上隨軋輥公轉(zhuǎn)速度增大逐漸增大。 這是因?yàn)檐? 輥公 轉(zhuǎn)速度直接影響軋輥與管坯接觸區(qū)的相對(duì)速度矢量,進(jìn)而影響擠軋過(guò)程中材料流動(dòng)。 合適的軋輥公轉(zhuǎn) 速 度會(huì)使管坯表面成形質(zhì)量得到提高, 有效限制管坯 周向流動(dòng), 減小擴(kuò)徑現(xiàn)象。 但軋輥公轉(zhuǎn)速度過(guò)大時(shí), 軋輥和管坯接觸區(qū)的相對(duì)速度矢量過(guò)大使得材料塑 性變形能力降低, 管坯變形不穩(wěn)定, 尺寸精度降低。

2.4　 管坯前進(jìn)速度對(duì)管坯尺寸精度的影響

管坯前進(jìn)速度不僅直接影響擠軋生產(chǎn)加工效率,而且與管坯尺寸精度、 表面光潔度有密切關(guān)系。 分析 管坯前進(jìn)速度 V 對(duì)管坯擠軋成形影響時(shí), 選取送進(jìn)角α= 5°, 軋輥公轉(zhuǎn)速度 W = 200r·min-1, 對(duì)不同管 坯 前進(jìn)速度 V (1、 2、 3、 4、 5、 6、 7、 8 和 9mm·s^-1)進(jìn)行模擬仿真。

不同管坯前進(jìn)速度下管坯尺寸精度變化如圖 8所示。 由圖 8a 和圖 8b 可知, 管坯前進(jìn)速度增大使 得 管坯外表面半徑和內(nèi)表面半徑先減小后增大, 管 坯外表面半徑和內(nèi)表面半徑最小值分別在管坯前進(jìn) 速度為 3 和 4mm·s^-1 時(shí)。 由圖 8c 可知, 隨著管坯 前進(jìn)速度增大, 管坯壁厚先增大后減小, 當(dāng)管 坯前 進(jìn)速度為 5mm·s^-1 時(shí), 管坯壁厚最大。 由圖 8d 可 知, 當(dāng)管坯前進(jìn)速度大于 3mm·s^-1 時(shí), 管坯壁厚 偏差和橢圓度變化趨于平穩(wěn), 管坯擴(kuò)徑量先減小后 增大。 管坯前進(jìn) 速度過(guò)小不僅會(huì)使擠軋生產(chǎn)效率低,而且會(huì)導(dǎo)致管坯在單位時(shí)間內(nèi)受到軋輥更多軋制,管坯成形質(zhì)量變差。 管坯前進(jìn)速度過(guò)大會(huì)使管坯在 軋輥均整段不能得到充分?jǐn)D軋均整壁厚, 管坯壁厚 不均勻, 擴(kuò)徑量增大。

2.5　 擠軋成形工藝優(yōu)化

TA2鈦管擠軋完成后的管坯外表面半徑、 內(nèi)表面 半徑和壁厚的目標(biāo)值分別為 5.5、 4 和 1.5mm。 根據(jù) 本文 2.2 節(jié)~2.4 節(jié)單個(gè)工藝因素對(duì)TA2鈦管擠軋成 形影響分析, 選用合適的工藝參數(shù)進(jìn)行正交 試驗(yàn), 得 出最優(yōu)工藝, 正交模擬試驗(yàn)參數(shù)如表 2 所示。

第 9 組正交模擬試驗(yàn)管坯擠軋發(fā)生嚴(yán)重扭轉(zhuǎn)變 形, 對(duì)剩下 15 組模擬結(jié)果進(jìn)行管坯表面尺寸精度分 析, 得到管坯穩(wěn)態(tài)擠軋區(qū)內(nèi)的管坯尺寸質(zhì)量如圖 9所示。

通過(guò)對(duì)圖 9 分析可得, 第 4 組模擬結(jié)果與目標(biāo)值 最為接近, 外表面半徑相對(duì)誤差為 0.61%, 內(nèi)表面 半 徑相對(duì)誤差為 1.20%, 壁厚相對(duì)誤差為 0.96%, 而且 橢圓度為 0.0585mm, 擴(kuò)徑量為 0.0478mm。

因此, 通過(guò)正交試驗(yàn)優(yōu)化得到擠軋成形的工藝 參數(shù)分別為軋輥公轉(zhuǎn)速度 W = 150r·min^{- 1}, 管坯前 進(jìn)速度 V = 5mm·s^-1, 軋輥送進(jìn)角 α= 6°。

3、試驗(yàn)驗(yàn)證

采用上文優(yōu)化得到的工藝參數(shù)在擠軋成形設(shè)備 上進(jìn)行擠軋成形試驗(yàn), 對(duì)擠軋成功后的TA2鈦管進(jìn) 行 尺寸精度測(cè)試和分析, 驗(yàn)證有限元模型的準(zhǔn)確性 和鈦管擠軋成形的可行性。 本試驗(yàn)采用寶雞泰諾達(dá)金屬材 料有限公司拉拔退火生產(chǎn)的TA2鈦管, 管坯 規(guī)格 ( 直 徑 × 壁 厚 × 長(zhǎng) 度) 為 Ф12mm × 2mm × 70mm。TA2鈦管擠軋成形有限元模擬中管坯初始 溫度設(shè)為 850℃ , 但實(shí)際擠軋過(guò)程中需要耗費(fèi)一定 時(shí)間 把管坯從加熱爐搬運(yùn)到擠軋成形設(shè)備上, 導(dǎo)致 管坯擠軋初始溫度有所下降, 所以將管坯加熱爐以 50℃·min-1 加熱到 870℃ 后保溫 40min。TA2鈦管擠軋?jiān)囼?yàn)在自主研發(fā)設(shè)計(jì)的擠軋成形設(shè)備上完成,管 坯加熱完成后送入擠軋成形設(shè)備導(dǎo)向筒, 液壓推 桿推動(dòng)管坯與軋輥和芯棒接觸進(jìn)行擠軋成形。 截取 管坯 穩(wěn)定擠軋段如圖 10 所示, 在高溫下TA2鈦管與空氣接觸發(fā)生氧化反應(yīng), 在管坯表面形成白色氧 化物, 擠 軋后的管坯表面質(zhì)量良好, 壁厚均勻。 

分別測(cè)量成品管穩(wěn)定擠軋段頭部、 中部和尾部尺 寸, 如表 3 所示。 由表 3 可知, 擠軋得到的TA2 鈦管 外徑偏差為 0.12mm, 內(nèi)徑偏差為 0.06mm, 壁厚 偏差為 0.05mm, 滿足標(biāo)準(zhǔn) GB / T3624—2010 [19] 中 相應(yīng)尺寸允許偏差, 證明了所建立的TA2鈦管擠軋 成形有限元仿真模型的準(zhǔn)確性。 為分析擠軋 成形后 管坯壁厚的均勻性, 測(cè)量擠軋成形后管坯環(huán)向一 周和同一母線處的壁厚, 如圖11所示。 由圖11可 知, 管坯環(huán)向一周壁厚的最大差值為 0.8mm, 管坯 同一母線處壁厚的最大差值為 0.06mm, 證明了擠 軋 成形后管坯壁厚的均勻性。

4、結(jié)論

(1) 在擠軋變形開始階段, 管坯的徑向應(yīng)變、周向應(yīng)變以及軸向應(yīng)變呈明顯三角分布。 隨著擠 軋變形 進(jìn)行, 徑向應(yīng)變、 圓周應(yīng)變以及軸向應(yīng)變 逐步增大并由管坯外表面向管坯內(nèi)表面滲透, 徑 向應(yīng)變和圓周 應(yīng)變的三角分布效應(yīng)逐漸減小, 管 坯在軋輥均整段的徑向應(yīng)變和圓周應(yīng)變由外向內(nèi) 呈階梯分布。 (2) 送 進(jìn)角有利于管坯擠軋過(guò)程的金屬流動(dòng),但送進(jìn)角過(guò)大會(huì)造成管坯金屬材料過(guò)度變形, 降低 管坯的表面質(zhì)量。 當(dāng)軋輥公轉(zhuǎn)速度過(guò)大時(shí), 軋輥和 管坯接觸區(qū)的相對(duì)速度矢量過(guò)大使得材料塑性變形 能力降低, 尺寸精度降 低。 管坯前進(jìn)速度過(guò)小會(huì)導(dǎo) 致管坯在單位時(shí)間內(nèi)受到軋輥更多軋制, 管坯成形 質(zhì)量變差, 管坯前進(jìn)速度 過(guò)大會(huì)使管坯壁厚不均勻 和擴(kuò)徑量增大。 (3) 對(duì)TA2鈦管擠軋成形的正交模擬試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行管坯尺寸精 度分析, 優(yōu)化得到一組工藝參數(shù)W= 150r·min^-1, V = 5mm·s^-1, α = 6°。 通 過(guò)優(yōu)化 的工藝參數(shù)進(jìn)行擠軋?jiān)囼?yàn), 擠軋得到的TA2鈦管外 徑偏差為 0.12mm, 內(nèi)徑偏差為 0.06mm, 壁 厚偏 差為 0.05mm, 管坯表面質(zhì)量良好。

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