TA24(Ti75) 鈦合金是我國(guó)自行設(shè)計(jì)研制的新型結(jié)構(gòu)材料，名義成分為 Ti-3Al-2Mo-2Zr，屬于近 α 型鈦合金，其中 Al 元素起到固溶強(qiáng)化 α 相的作用，Mo 元素起到固溶強(qiáng)化 β 相和改善工藝塑性的作用，Zr 元素起到改善合金焊接性能的作用 [1-2]。該合金具有中強(qiáng)?高韌?耐蝕?可焊等特點(diǎn)，在石油?化工?機(jī)械?船舶等領(lǐng)域具有廣泛的應(yīng)用，其中在船舶領(lǐng)域管材應(yīng)用的較多 [3-5]。

目前，國(guó)內(nèi)鈦合金無(wú)縫管材的生產(chǎn)方法主要是擠壓法和斜軋穿孔法，小口徑無(wú)縫管材大多采用擠壓法制備，大口徑無(wú)縫管材大多采用斜軋穿孔法制備?？蒲泄ぷ髡邔?duì)TA24鈦合金管材的工藝?組織和性能開展了研究。陶歡等 [6] 采用熱擠壓法制備了TA24鈦合金管材，研究了擠壓溫度和擠壓速度對(duì)管材組織和性能的影響。趙彬等 [7] 分析了熱擠壓溫度和斜軋穿孔溫度對(duì)TA24鈦合金管坯組織及力學(xué)性能的影響。隨著TA24鈦合金管材在管路系統(tǒng)中應(yīng)用的深入研究，其應(yīng)用口徑將增加到 DN200 以上。限于設(shè)備能力，國(guó)內(nèi)目前無(wú)法采用熱擠壓法生產(chǎn)口徑大于 200 mm 的鈦合金無(wú)縫管材 [8]，只能采用斜軋穿孔法制備。斜軋穿孔工藝是利用曼內(nèi)斯曼效應(yīng)使棒坯心部產(chǎn)生疏松區(qū)，將穿孔頂頭置于疏松區(qū)穿孔，從而實(shí)現(xiàn)將實(shí)心棒坯軋成管坯的成形方法 [9-10]。根據(jù)軋輥數(shù)，斜軋穿孔機(jī)可分為二輥斜軋機(jī)和三輥斜軋機(jī)。三輥斜軋機(jī)較二輥斜軋機(jī)省去了導(dǎo)板，不存在導(dǎo)板與軋件間的摩擦，能耗小，軋制效率高；三輥對(duì)稱布局可使金屬受到更均勻的徑向壓力，減少偏心變形，提高材料成品率；此外，三輥斜軋機(jī)結(jié)構(gòu)緊湊，生產(chǎn)過程便于實(shí)現(xiàn)自動(dòng)化，適合大批量生產(chǎn) [11]。為此，本研究采用三輥斜軋機(jī)開展試驗(yàn)，著重研究斜軋穿孔變形量對(duì)TA24鈦合金組織演變及性能的影響，以獲得理想的管材組織及較高的強(qiáng)韌匹配性，為斜軋穿孔法制備TA24鈦合金大口徑無(wú)縫管材提供參考。

1、實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)材料

實(shí)驗(yàn)原材料為經(jīng) 3 次真空自耗電弧熔煉得到的TA24鈦合金鑄錠，其相變點(diǎn)為 947℃。鑄錠經(jīng) 7 火次鍛造，獲得 φ78 mm 棒坯，其化學(xué)成分如表 1 所示。

表 1TA24鈦合金棒坯化學(xué)成分 (w/%) 

Table 1 Chemical compositions ofTA24titanium alloy bar billet

采用電阻爐對(duì)TA24鈦合金棒坯進(jìn)行 930℃退火處理。退火態(tài)TA24鈦合金棒坯的金相組織?晶粒尺寸及極圖如圖 1 所示，室溫拉伸性能和沖擊吸收能量如表 2 所示。從圖 1a 可以看出，930℃退火態(tài)棒坯組織為雙態(tài)組織，含初生 α 相和轉(zhuǎn)變 β 組織。從圖 1b 可知，退火態(tài)棒坯晶粒尺寸在 3~30 μm 之間，其中尺寸為 8 μm 的晶粒占比最高，大多數(shù)晶粒尺寸集中在 5~15 μm，占比達(dá) 80%，統(tǒng)計(jì)平均晶粒尺寸為 7.15 μm。從圖 1c 可知，退火態(tài)棒坯極密度最大值為 3.902，說明 930℃退火態(tài)棒坯織構(gòu)較弱。

表 2 退火態(tài)TA24鈦合金棒坯的室溫拉伸性能和沖擊吸收能量 

Table 2 Room temperature tensile properties and impact absorbed energy of annealedTA24titanium alloy bar billet

1.2 管材加工及性能測(cè)試

采用三輥斜軋機(jī)進(jìn)行管材加工，穿孔溫度為 980℃(相變點(diǎn)以上 30℃)，穿孔前棒坯尺寸為 φ78 mm×L，穿孔后管坯尺寸分別為 φ80 mm×13 mm?φ80 mm×10 mm 和 φ80 mm×8 mm，即斜軋穿孔變形量分別設(shè)計(jì)為 42%?54% 和 62%。

從不同變形量斜軋管材上切取 10 mm×10 mm×10 mm 的金相試樣，觀察面為管材縱截面，即 AD-RD 面，如圖 2 陰影部分所示。其中，RD (Radial direction) 代表管材徑向，AD (Axial direction) 代表管材軸向，TD (Tangential direction) 代表管材切向。采用 400#?800#?1200# 砂紙依次打磨試樣，然后用體積比為 1∶1 的 SiO?懸浮液和 H?O?溶液拋光，最后用 Kroll 試劑腐蝕 10~30 s。采用 OLYMPUS GX71 金相顯微鏡進(jìn)行顯微組織觀察。再次對(duì)金相試樣進(jìn)行機(jī)械拋光?電解拋光后，在帶有背散射電子衍射 (EBSD) 的掃描電子顯微鏡下獲得棒坯晶粒尺寸?KAM 圖?局部取向差柱狀圖以及 RD-AD 面的 (0001)?(1010)?(1120) 不完整極圖。

按照 GB/T 228.1-2021 要求，采用 MTS E45 萬(wàn)能材料試驗(yàn)機(jī)對(duì)不同變形量TA24鈦合金管材進(jìn)行室溫拉伸試驗(yàn)，試樣直徑為 5 mm，標(biāo)距為 25 mm。依據(jù) GB/T 229-2020 要求，采用 ZBC2602-B 擺錘式?jīng)_擊試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行夏比沖擊試驗(yàn)，試樣規(guī)格為 7.5 mm×10 mm×55 mm。

2、結(jié)果與分析

2.1 組織演變

圖 3 為不同變形量斜軋管材的金相照片。從圖 3 可以看出，經(jīng)斜軋穿孔后，TA24鈦合金斜軋管材組織為片層組織 + 少許塊狀 α 相，其中變形量為 42% 時(shí)，片層組織最厚，晶界 α 相最多 (圖 3a)；變形量為 54% 時(shí)，片層組織變薄，晶界 α 相較多 (圖 3b)；變形量為 62% 時(shí)，片層組織最薄，無(wú)明顯晶界 α 相 (圖 3c)。這是因?yàn)殡S著變形量的增大，管材壁厚越來(lái)越小，降溫速率越來(lái)越快，故片層組織越來(lái)越薄 [12]。

圖 4 為不同變形量斜軋管材的晶粒尺寸統(tǒng)計(jì)結(jié)果。變形量為 42% 時(shí)，斜軋管材晶粒尺寸為 5~140 μm，其中尺寸為 17 μm 的晶粒占比最高，大多數(shù)晶粒尺寸集中在 5~37 μm，占比達(dá) 60%，統(tǒng)計(jì)平均晶粒尺寸為 11.68 μm。變形量為 54% 時(shí)，斜軋管材晶粒尺寸為 5~100 μm，其中尺寸為 11 μm 的晶粒占比最高，大多數(shù)晶粒尺寸集中在 5~28 μm，占比達(dá) 64%，統(tǒng)計(jì)平均晶粒尺寸為 9.87 μm。變形量為 62% 時(shí)，斜軋管材晶粒尺寸為 5~70 μm，其中尺寸為 10 μm 的晶粒占比最高，大多數(shù)晶粒尺寸集中在 5~25 μm，占比達(dá) 64%，統(tǒng)計(jì)平均晶粒尺寸為 9.15 μm。隨著變形量增大，TA24鈦合金管材平均晶粒尺寸減小，這是因?yàn)樾避埓┛走^程中變形量越大，晶粒破碎程度越嚴(yán)重，相同溫度下再結(jié)晶晶粒越小。張旺峰等 [13] 通過研究 TA15 鈦合金變形量與 β 晶粒尺寸的關(guān)系，發(fā)現(xiàn)隨著變形量增加，β 晶粒尺寸呈線性下降，且相關(guān)系數(shù) R 在 0.997 以上。

圖 5 為不同變形量斜軋管材的 KAM 圖及其局部取向差柱狀圖。從圖 5 可知，變形量為 42%?54% 和 62% 時(shí)，TA24鈦合金斜軋管材的平均 KAM 值分別為 0.814°?0.999° 和 1.114°，亞結(jié)構(gòu)比例分別為 22%?37% 和 44%。由此可見，隨著變形量的增大，KAM 值逐漸增大，亞結(jié)構(gòu)比例也逐漸增大，TA24鈦合金斜軋管材的非均勻變形程度和位錯(cuò)密度增大。當(dāng) KAM 值小于 1° 時(shí)，不存在亞結(jié)構(gòu)，而在 1°~10° 之間時(shí)存在亞晶 [14]。亞結(jié)構(gòu)通常為位錯(cuò)形成的位錯(cuò)墻 (胞) 和亞晶粒。

圖 6 為不同變形量斜軋管材 AD-RD 面 (0001)?(1010) 和 (1120) 的不完整極圖。從圖 6 可以看出，斜軋管材的宏觀織構(gòu)以基面織構(gòu)為主，基面 (0001) 極圖存在明顯的密度極值點(diǎn)，(1010) 和 (1120) 極圖極密度分布散漫且極密度值較低，這與 TA18 [15]?TA31 [16] 管材主織構(gòu)類型相同。從圖 6a 可知，變形量為 42% 時(shí)，斜軋管材 (0001) 極圖極密度沿 AD 方向分布，說明 42% 變形量斜軋管材有較強(qiáng)的軸向織構(gòu)；從圖 6b 可知，變形量為 54% 時(shí)，斜軋管材 (0001) 極圖極密度沿 TD 及 RD 方向分布，說明 54% 變形量斜軋管材有較強(qiáng)的周向和徑向織構(gòu)；變形量為 62% 時(shí)，斜軋管材 (0001) 極圖極密度沿 TD 方向分布，說明 62% 變形量斜軋管材有較強(qiáng)的周向織構(gòu)。以上分析表明，隨著變形量增加，斜軋管材織構(gòu)的演變規(guī)律為：軸向織構(gòu)?周向織構(gòu) + 徑向織構(gòu)?周向織構(gòu)。隨著變形量的增大，基面 (0001) 極密度∥周向織構(gòu)逐漸占據(jù)主導(dǎo)，即斜軋管材切向的壓力隨著變形量的增大逐漸占據(jù)優(yōu)勢(shì) [16]。

2.2 拉伸性能

圖 7 為不同變形量斜軋管材的室溫拉伸性能。從圖 7 可以看出，采用斜軋穿孔工藝制備的TA24鈦合金管材拉伸性能優(yōu)良，隨著變形量的增加強(qiáng)度提高，42%?54% 和 62% 變形量斜軋管材的屈服強(qiáng)度平均值分別為 652?676?671 MPa，抗拉強(qiáng)度平均值分別為 766?794?799 MPa。從組織分析可知，隨著變形量的增大，斜軋管材平均晶粒尺寸減小。根據(jù)霍爾 - 佩奇公式，組織越細(xì)小，材料強(qiáng)度越高 [17]，不同變形量斜軋管材強(qiáng)度大小與霍爾 - 佩奇公式吻合。從 KAM 圖分析可知，隨著變形量增大，TA24鈦合金管材非均勻變形程度和位錯(cuò)密度增大，使合金產(chǎn)生應(yīng)變強(qiáng)化。42%?54% 和 62% 變形量斜軋管材平均延伸率分別為 18%?18% 和 17.5%，其中 62% 變形量斜軋管材延伸率較低，一方面與片層較細(xì)，且片層之間協(xié)調(diào)變形能力較差有關(guān)；另一方面，位錯(cuò)在次生 α 相和 β 相之間容易滑動(dòng)塞積，當(dāng)集束較小時(shí)，位錯(cuò)塞積程度迅速增加，相比于粗大的組織，更容易形成孔洞和裂紋源。

2.3 沖擊性能

圖 8 為不同變形量斜軋管材的沖擊吸收能量。從圖 8 可以看出，TA24鈦合金管材沖擊韌性優(yōu)良，42% 變形量斜軋管材沖擊吸收能量最大，為 74.5 J；隨著變形量的增加，沖擊吸收能量降低，54%?62% 變形量斜軋管材沖擊吸收能量分別為 57?51.5 J。沖擊吸收能量由裂紋形成功和裂紋擴(kuò)展功組成，當(dāng) α 片層較細(xì)時(shí)，α/β 界面數(shù)量增加，阻礙位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)的障礙增多，且片層之間協(xié)調(diào)變形能力下降，產(chǎn)生應(yīng)力集中的可能性增大，容易導(dǎo)致裂紋形成，使裂紋形成功降低。因裂紋擴(kuò)展總是選擇能量較低的路徑，當(dāng) α 片層較細(xì)時(shí)，裂紋穿過 α 片層所消耗的能量小于裂紋偏轉(zhuǎn)或分叉所需要的能量，故裂紋會(huì)穿過 α 片層擴(kuò)展，降低裂紋擴(kuò)展能量，從而使裂紋擴(kuò)展功減小，沖擊吸收能量降低 [18]。

3、結(jié)論

(1)TA24鈦合金棒坯為雙態(tài)組織，經(jīng)斜軋穿孔后演變?yōu)槠瑢咏M織，且變形量越大，片層越細(xì)，晶粒尺寸越小，亞結(jié)構(gòu)比例越大。

(2)隨著變形量增加，斜軋管材織構(gòu)演變規(guī)律為：軸向織構(gòu)?周向織構(gòu) + 徑向織構(gòu)?周向織構(gòu)。

(3)隨著變形量增加，TA24鈦合金斜軋管材強(qiáng)度升高，沖擊吸收能量降低。

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（注，原文標(biāo)題：斜軋變形量對(duì)TA24鈦合金管材顯微組織及力學(xué)性能的影響）