(張家港華裕有色金屬材料有限公司，江蘇 蘇州 215627)

鈦合金綜合性能在很大程度上依賴于合金的化學(xué)成分、加工過(guò)程和熱處理工藝[1]。送進(jìn)- 回轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)是保證冷軋管機(jī)軋制過(guò)程連續(xù)順利運(yùn)行和無(wú)縫管冷軋質(zhì)量的關(guān)鍵部件，在冷軋過(guò)程中要與冷軋管機(jī)機(jī)架的往復(fù)運(yùn)動(dòng)完全同步，即在機(jī)架運(yùn)動(dòng)的前、后極限位置間及時(shí)完成管坯的送進(jìn)- 回轉(zhuǎn)動(dòng)作[2]。為延長(zhǎng)軋機(jī)使金屬變形的有效行程，并提高冷軋管機(jī)的生產(chǎn)率和產(chǎn)品質(zhì)量，軋機(jī)的送進(jìn)- 回轉(zhuǎn)方式得到了不斷的改進(jìn)和更新，已由最初的單送單回方式發(fā)展成單送雙回和雙送雙回等方式。此外，退火可改變金屬顯微組織，從而影響管材的抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度及斷后伸長(zhǎng)率等力學(xué)性能。

繆飛軍等[3]對(duì)雙送雙回軋制機(jī)構(gòu)的關(guān)鍵部件進(jìn)行了理論計(jì)算和結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，得出了該機(jī)構(gòu)控制閥塊與活塞桿匹配的結(jié)構(gòu)圖。贠超等[4]對(duì)LG- 90- HL雙送雙回冷軋管機(jī)機(jī)架的曲軸- 機(jī)架進(jìn)行了運(yùn)動(dòng)仿真模擬。徐戊矯等[1]研究了退火溫度對(duì)TC4鈦合金組織和性能的影響，獲得了在相變點(diǎn)以下溫度退火的TC4鈦合金組織、強(qiáng)度、塑性和沖擊韌性的變化規(guī)律。此外，支有冉等[5]研究了經(jīng)不同工藝熱處理的化工用TA2合金微觀組織和硬度的變化。

但是，目前關(guān)于送進(jìn)- 回轉(zhuǎn)方式對(duì)管材冷軋性能的影響的研究甚少，并且主要是研究TC4等多相鈦合金的退火工藝，對(duì)單相TA1鈦合金的退火工藝研究甚少。本文研究了送進(jìn)- 回轉(zhuǎn)方式和真空退火溫度對(duì)無(wú)縫TA1合金管外徑和壁厚的方差、顯微組織以及力學(xué)性能的影響，得出了最佳的送進(jìn)- 回轉(zhuǎn)方式和退火溫度，可為優(yōu)化無(wú)縫TA1合金管的冷軋工藝提供參考。

1 試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)用無(wú)縫TA1鈦合金管材規(guī)格為φ25 mm×2 mm，其化學(xué)成分見(jiàn)表1。由表1可知，TA1鈦合金的化學(xué)成分符合GB/T 3625—2007要求。

表1 試驗(yàn)用TA1鈦合金管的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 1 Chemical composition of the TA1 titanium alloy tube for test(mass fraction) %

1.2 試驗(yàn)方案

將原始管坯均勻分割成3段，每段長(zhǎng)500 mm，先進(jìn)行普通空氣爐退火以去除應(yīng)力；再采用LG- 15- GHLL型兩輥高速冷軋管機(jī)并分別以單送單回、單送雙回和雙送雙回方式，冷軋成φ15 mm× 1 mm試驗(yàn)用樣管；用螺旋測(cè)微器測(cè)量樣管的實(shí)際外徑和壁厚，然后將樣管均勻分割成3段，分別在500、550和600 ℃真空退火(升溫速率15 ℃/min，保溫時(shí)間2 h，空冷)；最后采用OLYMPUS- GX71型倒置金相顯微鏡觀察樣管的冷軋態(tài)和退火態(tài)組織，采用CMT5105型拉力試驗(yàn)機(jī)測(cè)定樣管的力學(xué)性能，據(jù)此確定最佳送進(jìn)- 回轉(zhuǎn)方式和退火溫度。為減小試驗(yàn)誤差，嚴(yán)格按照GB/T 3625—2007換熱器及冷凝器用鈦及鈦合金管進(jìn)行測(cè)試。

1.3 不同送進(jìn)- 回轉(zhuǎn)方式的運(yùn)行原理

采用LG- 15- GHLL型兩輥高速冷軋管機(jī)對(duì)φ25 mm×2 mm的管坯進(jìn)行冷軋，送進(jìn)- 回轉(zhuǎn)方式分別為單送單回、單送雙回和雙送雙回，圖1為周期式兩輥冷軋管機(jī)的運(yùn)行原理圖。單送單回冷軋?jiān)頌椋很堉崎_始時(shí)，管坯位于孔型開口最大極限位置，通過(guò)送進(jìn)機(jī)構(gòu)將φ25 mm×2 mm管坯向前送進(jìn)1.7 mm，隨后孔型向前滾動(dòng)對(duì)管坯進(jìn)行軋制；當(dāng)管坯位于孔型開口最小極限位置時(shí)，借助回轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)使管坯轉(zhuǎn)動(dòng)36°，孔型開始往回滾動(dòng)，再對(duì)管坯進(jìn)行均整、碾軋，直至管坯再次位于孔型開口的最大極限位置，如此完成一個(gè)軋制周期[6]。經(jīng)測(cè)量，冷軋管機(jī)孔型有效軋制長(zhǎng)度為500 mm，當(dāng)管坯由φ25 mm×2 mm冷軋至φ15 mm×1 mm時(shí)，軋制次數(shù)為294次(500 mm/1.7 mm，孔型長(zhǎng)度/送進(jìn)量)，回轉(zhuǎn)次數(shù)為294次(3種送進(jìn)- 回轉(zhuǎn)方式的試驗(yàn)參數(shù)見(jiàn)表2)；同理，當(dāng)采用單送雙回方式冷軋時(shí)，管坯在向前送進(jìn)1.7 mm時(shí)，會(huì)借助回轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)使管坯轉(zhuǎn)動(dòng)36°， 當(dāng)管坯位于孔型開口最小極限位置時(shí)， 再次借助回轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)使管坯轉(zhuǎn)動(dòng)15°，因此軋制次數(shù)為294次，回轉(zhuǎn)次數(shù)為588次(294次×2)；當(dāng)采用雙送雙回方式冷軋時(shí)，管坯向前送進(jìn)1.7 mm時(shí)回轉(zhuǎn)36°，當(dāng)管坯位于孔型開口最小極限位置時(shí)再向前送進(jìn)0.5 mm，同時(shí)管坯回轉(zhuǎn)15°，軋制次數(shù)為227次(500 mm/(1.7+0.5) mm)，回轉(zhuǎn)次數(shù)為454次(227次×2)。

圖1 周期式兩輥冷軋管機(jī)的運(yùn)行原理圖[6]Fig.1 Schematic diagram of operation of the periodic two- roll cold- reducing mill[6]

表2 3種送進(jìn)- 回轉(zhuǎn)方式的軋制工藝參數(shù)Table 2 Rolling process parameters for the three feed- rotation modes

2 結(jié)果與討論

2.1 送進(jìn)- 回轉(zhuǎn)方式對(duì)無(wú)縫管外徑和壁厚尺寸的影響

圖2為送進(jìn)- 回轉(zhuǎn)方式對(duì)無(wú)縫管外徑和壁厚尺寸的影響。為提高尺寸測(cè)量精度，在每支管材的左端和右側(cè)各均勻選取4點(diǎn)計(jì)算無(wú)縫管外徑和壁厚的方差，取平均值。結(jié)果，φ15 mm×1 mm無(wú)縫管外徑方差為單送單回0.000 21、單送雙回0.000 16、雙送雙回0.000 37；壁厚方差為單送單回0.000 11、單送雙回0.000 03、雙送雙回0.000 23。該結(jié)果表明：采用單送雙回方式冷軋的管材外徑與壁厚方差最小，均勻性最好；其次是單送單回方式冷軋的管材；采用雙送雙回方式冷軋的管材外徑與壁厚方差最大，均勻性最差。管材外徑?jīng)Q定于冷軋管機(jī)的孔型尺寸，管材壁厚則決定于芯棒尺寸。由圖2可知，采用單送雙回方式軋制的φ15 mm×1 mm無(wú)縫管外徑和壁厚的方差最小，表明外徑和壁厚的均勻性較好，這與管材的分散變形度有關(guān)(分散變形度是指將L長(zhǎng)的管坯軋制成成品管時(shí)軋制次數(shù)的多少，顯然，軋制次數(shù)越少，即分散變形度越小，冷軋管機(jī)每往復(fù)一次的變形越大)。

由表2可知，當(dāng)采用單送雙回方式軋制時(shí)，在不減少孔型有效軋制長(zhǎng)度的前提下，增加一次回轉(zhuǎn)，回轉(zhuǎn)總次數(shù)共計(jì)588次，高次數(shù)回轉(zhuǎn)可有效消除孔型開口處管壁較厚部分，管材分散變形度提高，積累的殘余應(yīng)力減少，缺陷數(shù)量減少，金屬質(zhì)點(diǎn)流動(dòng)性增強(qiáng)，因此管材外徑與壁厚均勻性最好。其次是采用單送單回方式軋制，與單送雙回方式相比，在軋制次數(shù)相同的前提下，單送單回軋制的回轉(zhuǎn)次數(shù)減少了一半(294次)，低次數(shù)回轉(zhuǎn)比較難以消除孔型開口處管壁較厚的部分，管材分散變形度減小，積累的殘余應(yīng)力增大，缺陷數(shù)量增多，金屬質(zhì)點(diǎn)流動(dòng)性降低，管材將發(fā)生一定的加工硬化，外徑和壁厚尺寸均勻性下降。與單送雙回方式相比，采用雙送雙回方式軋制的次數(shù)和回轉(zhuǎn)次數(shù)都有所減少，在提高軋制速度時(shí)，會(huì)加劇曲軸系統(tǒng)和回轉(zhuǎn)系統(tǒng)對(duì)管材的動(dòng)態(tài)沖擊[7- 8]，管材分散變形度降低，累積的殘余應(yīng)力增大，缺陷數(shù)量增多，金屬質(zhì)點(diǎn)流動(dòng)性變差，因此外徑與壁厚均勻性最差。

圖2 送進(jìn)- 回轉(zhuǎn)方式對(duì)無(wú)縫管外徑尺寸(a)和壁厚尺寸(b)的影響Fig.2 Effect of the feed- rotation modes on outside diameter size (a) and wall thickness size (b) of the seamless tubes

2.2 送進(jìn)- 回轉(zhuǎn)方式對(duì)無(wú)縫管顯微組織的影響

圖3為采用單送- 單回、單送- 雙回和雙送- 雙回方式冷軋的φ15 mm×1 mm無(wú)縫管的顯微組織。由圖3(a)可以看出，采用單送單回方式軋制的無(wú)縫管，組織基本由單一的α相構(gòu)成，有較多拉長(zhǎng)的α晶粒，這表明管材在冷軋變形時(shí)動(dòng)態(tài)再結(jié)晶不充分，管材中累積了較多的殘余應(yīng)力，儲(chǔ)存有較高的畸變能，使金屬質(zhì)點(diǎn)流動(dòng)性變差，因此管材外徑與壁厚的尺寸方差較大；采用單送雙回方式軋制的無(wú)縫管，部分α晶粒由拉長(zhǎng)狀變?yōu)榈容S狀，組織均勻性明顯提高，如圖3(b)所示。這主要是因?yàn)椴捎脝嗡碗p回方式軋制增加了管材回轉(zhuǎn)次數(shù)，高次數(shù)回轉(zhuǎn)能有效消除孔型開口處管壁較厚的部分，金屬質(zhì)點(diǎn)流動(dòng)性增強(qiáng)，因此管材外徑與壁厚的尺寸方差減小；采用雙送雙回方式軋制的管材組織分布不均勻，且部分晶粒未完全破碎，存在明顯的空位、位錯(cuò)等缺陷，如圖3(c)所示。這主要是因?yàn)椴捎秒p送雙回方式軋制，可在提高管材回轉(zhuǎn)次數(shù)的同時(shí)減少軋制次數(shù)，管材分散變形度降低，且軋制速度提高會(huì)加劇曲軸系統(tǒng)和回轉(zhuǎn)系統(tǒng)對(duì)管材的動(dòng)態(tài)沖擊，管材內(nèi)累積大量殘余應(yīng)力，空位、位錯(cuò)等缺陷增多，金屬質(zhì)點(diǎn)流動(dòng)性變差，因此管材外徑與壁厚的尺寸方差最大。

2.3 軋制后退火溫度對(duì)無(wú)縫管顯微組織的影響

圖3 采用不同方式冷軋的φ15 mm×1 mm無(wú)縫管的顯微組織Fig.3 Microstructures of the seamless tubes 15 mm in OD by 1 mm wall thickness cold- rolled by different modes

圖4為經(jīng)不同溫度退火的φ15 mm×1 mm無(wú)縫管的顯微組織。退火過(guò)程中金屬組織變化主要為靜態(tài)再結(jié)晶和晶粒長(zhǎng)大，溫度是影響這兩個(gè)過(guò)程的最重要因素之一。金屬材料的晶粒尺寸變化往往會(huì)導(dǎo)致其強(qiáng)度變化[9]。由霍爾- 佩奇公式σy=σ0+Kyd-1/2可知，晶粒越細(xì)小，屈服強(qiáng)度越高。這與位錯(cuò)移動(dòng)的難易有關(guān)[10]：晶界是位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)的障礙，晶粒越細(xì)小，晶界越多，位錯(cuò)滑移或攀移越困難，缺陷不能被消除，殘余應(yīng)力會(huì)一直存在，金屬屈服強(qiáng)度越高。

由圖4(a、d、g)可知，經(jīng)500 ℃退火的無(wú)縫管組織已再結(jié)晶，部分晶粒已呈等軸狀，但晶粒邊界還不太清晰，再結(jié)晶程度尚不充分，其力學(xué)性能接近[11]。經(jīng)600 ℃退火的無(wú)縫管，如圖4(c、f、i)所示，其組織的再結(jié)晶程度明顯提高，晶粒邊界清晰。但三者之間仍有差異：圖4(c)的再結(jié)晶程度較高，缺陷較少，這主要是因?yàn)椴捎脝嗡蛦位胤绞杰堉茣r(shí)，軋制次數(shù)較高為294次，管材分散變形度較大，積累的殘余應(yīng)力較小，缺陷數(shù)量減少，金屬質(zhì)點(diǎn)流動(dòng)性較好，因此管材的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度較高，斷后伸長(zhǎng)率較低；圖4(f)所示的組織有大量等軸晶，再結(jié)晶比較完全，缺陷數(shù)量較少，這主要是因?yàn)椴捎脝嗡碗p回方式軋制時(shí)，管材軋制次數(shù)較高為294次，且回轉(zhuǎn)次數(shù)最高為588次，分散變形度增大，積累的殘余應(yīng)力降低，缺陷數(shù)量減少，金屬質(zhì)點(diǎn)流動(dòng)性增大，靜態(tài)再結(jié)晶過(guò)程得以加速，因此管材的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度較低，斷后伸長(zhǎng)率較高；圖4(i)所示的組織再結(jié)晶程度較低，孿晶比較明顯，主要是因?yàn)椴捎秒p送雙回方式軋制時(shí)，盡管回轉(zhuǎn)次數(shù)較高為454次，但軋制次數(shù)較少為227次，管材分散變形度降低，同時(shí)提高軋制速度會(huì)加劇曲軸系統(tǒng)和回轉(zhuǎn)系統(tǒng)對(duì)管材的動(dòng)態(tài)沖擊，積累的殘余應(yīng)力升高，缺陷數(shù)量增多，因此管材的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度升高，斷后伸長(zhǎng)率降低。

由圖4(a～c)可知，隨著退火溫度的升高，管材靜態(tài)再結(jié)晶程度逐漸增大，在畸變能較高部位會(huì)首先出現(xiàn)細(xì)小晶粒，隨后逐漸長(zhǎng)大形成大角度晶界，因冷加工變形而殘留的缺陷隨著再結(jié)晶完成而逐漸消失，管材塑性得以恢復(fù)，抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度降低，斷后伸長(zhǎng)率升高[12]。

圖4 采用不同送進(jìn)- 回轉(zhuǎn)方式軋制隨后經(jīng)不同溫度退火的無(wú)縫管的顯微組織Fig.4 Microstructures of the seamless tubes cold- rolled by different feed- rotation modes and then annealed at different temperatures

2.4 退火溫度對(duì)無(wú)縫管力學(xué)性能的影響

圖5為φ15 mm×1 mm無(wú)縫管的力學(xué)性能隨退火溫度的變化。由圖5可知，采用相同的送進(jìn)- 回轉(zhuǎn)方式軋制的無(wú)縫管，隨著退火溫度的升高，其抗拉強(qiáng)度與屈服強(qiáng)度降低，斷后伸長(zhǎng)率升高；相同溫度退火后，采用雙送雙回方式軋制的無(wú)縫管的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度最高，斷后伸長(zhǎng)率較低；采用單送雙回方式軋制的無(wú)縫管的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度最低，斷后伸長(zhǎng)率最高，這與上述無(wú)縫管的顯微組織相吻合。

圖5 φ15 mm×1 mm無(wú)縫管的抗拉強(qiáng)度(a)、屈服強(qiáng)度(b)和斷后伸長(zhǎng)率(c)隨退火溫度的變化Fig.5 Tensile strength (a), yield strength (b) and elongation (c) as a function of annealing temperatures

3 結(jié)論

(1)送進(jìn)- 回轉(zhuǎn)方式對(duì)冷軋無(wú)縫TA1合金管的外徑和壁厚尺寸有重要影響。采用單送雙回方式冷軋的φ15 mm×1 mm無(wú)縫管外徑和壁厚的尺寸方差最小，均勻性最好；其次是采用單送單回方式軋制的無(wú)縫管；采用雙送雙回方式冷軋的φ15 mm×1 mm無(wú)縫管外徑和壁厚的尺寸方差最大，均勻性最差。

(2)經(jīng)相同溫度退火后，采用單送雙回方式冷軋的φ15 mm×1 mm無(wú)縫管抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度最低，斷后伸長(zhǎng)率最高；其次是采用單送單回方式軋制的無(wú)縫管；采用雙送雙回方式冷軋的φ15 mm×1 mm無(wú)縫管抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度最高，斷后伸長(zhǎng)率最低。

(3)采用相同的送進(jìn)- 回轉(zhuǎn)方式軋制的無(wú)縫管，隨著退火溫度的升高，抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度降低，斷后伸長(zhǎng)率升高；600 ℃退火后，采用單送雙回方式冷軋的無(wú)縫管再結(jié)晶過(guò)程完全，晶粒長(zhǎng)大，缺陷最少，金屬質(zhì)點(diǎn)流動(dòng)性最好，斷后伸長(zhǎng)率最高達(dá)48%，抗拉強(qiáng)度最低為341 MPa，屈服強(qiáng)度最低為197 MPa，適合工業(yè)應(yīng)用。